1. 서 론

현재 도심지의 인구 집중으로 지상의 구조물의 포화상태로 지하구조물의 개발이 중요시되고 있다. 또한 인구 밀집화가 일어남에 따라 지상의 교통이 원활하게 돌아가지 못하고 있다. 이에 따라 국내에는 지하를 이용한 교통 터널 시공 및 설계를 활발하게 진행하는 추세이다. 그러나 인구의 밀집만큼 건축물들 또한 밀집되어있어 시공을 진행하는데 환경적으로나 주변구조물의 간섭이나, 민원 등으로 시공하는데 어려움을 가지고 있다. 민원발생은 대처기간의 소요로 인하여 예상치 못한 공기지연 및 공사비 증가를 야기한다(Sin et al., 2009). 국내 터널을 시공할 때는 안전성이 무엇보다 중요하기 때문에 안전하면서도 경제적인 터널을 시공하여야 한다. 이를 위해서 현지 지반조건에 가장 적합한 지보패턴 및 굴착공법이 적용되어야 한다(Nam, 1999). 따라서 현재 종합적인 문제점들을 줄일 수 있는 방법으로 병설 터널시공이 각광받는 추세이다. 지하 공간 설계 기술이 많이 발전된 현 상황으로는 터널의 단면이 큰 장대터널로 시공되는 경우가 많다. 이때 일반적으로 사용되는 병설터널로는 크게 일반 병설터널과 2아치 터널로 이루어져있다. 하지만 이 두 가지는 모든 하중이 중앙벽체에 집중, 누수현상이 자주 발생, 터널의 공정이 복잡하여 공기가 길고 공사비 증가라는 문제점이 있다. 이 문제점을 더욱 최소화하여 안정성, 경제성, 시공성을 확보할 수 있는 근접병설터널 필라부 보강공법을 현장에 적용해야 한다. 근접병설터널의 경우 터널간 거리를 충분히 확보하고 있는 일반적인 터널에 비해 안정성 측면에서 불리한 점이 많은데, 특히 좁은 필라부의 강도를 증가시키기 위한 다양한 방법을 적용하고 있으나 필라부의 적정한 거동특성을 반영한 필라부 보강공법은 많지 않은 실정이다. 그러므로 필라부 보강공법의 우수성을 검증하기 위하여 축소모형 실험을 진행하였다.

2. 이론적 배경

강관보강 그라우팅에 대한 연구는 오랫동안 국내외에서 연구가 이루어졌으며, 주로 보강 효과에 대한 연구가 대부분으로 강관보강 그라우팅에 따른 터널의 거동 특성이나 강관과 그라우트재가 주입된 복합 영역에 대한 연구가 대표적이다(Sin et al., 2021). 본 논문은 근접병설터널의 시공법에 관한 것으로 필라부에 천공 후 강관보강재를 삽입하여 가압그라우팅과 프리텐션을 가하여 지반의 전단강도를 증가시킬 수 있다. 또한 변위를 최소화함으로써 터널의 시공성, 안정성 및 경제성을 확보할 수 있는 공법이다. 근접병설터널 시공시 중앙벽체와 같은 별도의 구조물을 시공하지 않고 터널 필라부 지반을 압축시켜(필라부 강도증가) 터널을 형성하는 공법이다. 강관동시가압그라우팅으로 상부의 응력집중에 대하여 응력저항이 가능하며, 강관과 강연선 설치로 인해 필라부 지반의 전단강도 증가 및 필라부의 강도를 증가시킨다. 그에 따라 필라부 강도증가로 공정 단순화, 공기단축, 공사비 감소의 결과가 만들어진다.

근접병설터널에서 기존에 대표적으로 사용된 공법으로 타이볼트 공법이 있다. 타이볼트 공법으로 시공시 필라부에 상부하중 및 응력집중현상이 일어나 상부 보강재에 부담이 증가하고 필라부의 변위 및 그라우팅 품질저하의 단점이 있다. 하지만 프리스트레스와 그라우팅을 사용한 필라부 보강공법은 인장력을 이용하여 구속압을 생성, 그에 따라 필라부의 안정성을 증대시킬 수 있다. 또한 압력그라우팅에 따른 그라우트 품질 개선효과로 원지반의 개선효과를 가져오며, 보강재의 하중을 골고루 분산시켜 보강효과를 극대화하는 장점을 가지고 있다. 본 논문의 시공 순서는 선행터널굴착, 선행터널 보강실시, 후행터널 보강실시, 인장 및 정착실시로 이루어진다. 실제 시공 순서는 천공위치 표시, 필라부 천공, 강관조립 및 삽입, 주입구 코킹, 필라부 압력 그라우팅, 가압블럭 설치 및 임시고정, 후행터널 굴착 및 가압블럭 설치, 강연선 인장 및 정착으로 이루어진다.

2.1 병설터널 주변응력

병설터널의 필라부 위치에 각 터널의 상호 간섭을 받은 효과로 인해 응력집중현상이 발생한다. 터널 폭(W₀)과 필러 폭(W_p)의 비에 따라 필러부의 작용하는 응력이 나타내는 힘을 Fig. 1로 나타냈다. 필러 폭이 작아질수록 필러에 작용하는 평균 연직 응력의 거리가 커지고 접선응력과 연직응력의 비(σb/σz)가 작아지게 된다(Hoek and Brown, 1980). 또한, 병설터널에서는 필러에 작용하는 하중이 주응력의 방향에 따라 다르게 나타난다.

Fig. 1.

Stress concentration pattern of side tunnel (Kim, 2017)

Fig. 2는 수평방향 병설터널에서 필러에 작용하는 수직주응력과 수평주응력의 양상을 나타낸 것이다. 수직주응력이 작용하였을 때 필러에 작용하는 응력이 더 큰 양상을 보이고 수평방향으로 주응력이 가해졌을 때 터널이 방어막 역할을 하여 내부 필러에 작용하는 응력이 작아지게 된다. 이를 응력 그림자(stress shadow)라고 하며, 측압계수 K₀ > 1인 경우에 적용된다.

Fig. 2.

Principal stress pattern of the left and right side tunnel

Fig. 3은 수직방향 병설터널에서 필러에 작용하는 수직주응력과 수평주응력의 양상을 나타낸 것이다. 최대주응력(σ1)이 수직으로 작용하는 경우에 상부터널에 의하여 응력그림자가 발생하게 되고 중앙 필러의 응력이 작아지게 된다. 반면 K₀의 경우 주응력 방향은 수평으로 작용하여 필러의 응력은 커지게 된다(Hoek and Brown, 1980).

Fig. 3.

Principal stress pattern of the up tunnel between the top and bottom

3. 실내모형 실험

3.1 실험개요

본 실험은 병설터널의 터널 필라부 보강에 있어 프리스트레스 및 그라우팅을 이용하여 보강하는 공법에 대한 실험이다. 이는 기존의 Tie-Bolt 공법 대비 밀실한 그라우팅체 형성이 가능하며, 후행터널 굴착후 인장보강재를 설치하며 필라부 구조체와 인장재가 분리되어 인장효과 극대화 효과를 보인다. 또한 강관그라우팅체에 의한 상부 집중하중에 대한 저항을 보인다. 본 실험에 사용된 장비는 강관 + PC강연선 보강공법에 대하여 축소율을 적용하여 제작되었으며, 지반의 경우 일축압축시험을 통하여 1:20의 축소율로 모사하였다.

3.2 축소모형 장비

축소모형 장비는 Fig. 4와 같이 구성하였다. 실제 공법과 같이 강관, 그라우팅, 강연선, 가압판을 축소하여 구성하였다. 보강공법에 대한 지반 거동을 확보하기 위하여 로드셀 및 토압계를 사용하여 결과를 확인하였다. 필라부의 상세도는 다음 Fig. 5와 같다.

Fig. 4.

Miniature test equipment

Fig. 5.

Pillar detail view

토조는 Fig. 6과 같이 640*250*678 (mm)의 크기로 제작하였다. 토조를 구성하고 있는 아크릴은 터널 벽체를 의미하며, 이는 일반적인 터널 단면에 Flexibility Ratio를 적용하였다. 다음 Fig. 6과 Fig. 7은 실험 장비에 대한 사진이다.

Fig. 6.

Miniature model earthenware

Fig. 7.

Experimental detail equipment

Fig. 7과 같이 고정판을 설치하여 인장헤드와 동일한 역할을 하도록 하였으며, 강연선 인장시 발생하는 보강재의 탈락을 방지하기 위하여 인장지지대를 설치하였고 다이얼 게이지를 설치하여 변위를 측정하였다.

식 (1)을 활용하여 직경 10 m의 터널에 대해 축소모형 터널이 동등한 휨 강성을 가질 수 있도록 산출하였으며, 식 (2)와 같이 축소모형의 탄성계수(아크릴)를 고려하여 모형 터널 숏크리트의 최적 두께를 산정하였다. 상사법칙에 의해 산출된 결과는 Fig. 8와 같다.

여기서, FSt : 실제터널 휨강성, E : 탄성계수, I : 단면 2차 모멘트

t : 숏크리트 두께, R : 터널 직경, v : 프아송비

Rm : 축소모형 터널 직경, vm : 축소모형, Em : 축소모형 탄성계수

Fig. 8.

Calculation of tunnel thickness in a small model

조건에 따르면 아크릴로 제작된 축소모형 터널은 직경 500 mm이며 두께는 약 9.4 mm의 아크릴로 제작이 되어야 하나 상용화 되고 있는 아크릴의 규격을 고려하여 직경 500 mm와 두께는 10 mm로 제작을 하였다. 이는 실제 터널 대비 약 1:20의 축소율이다.

선행터널과 후행터널이 굴착됨에 따라 발생하는 인장력 및 필라부의 거동 파악을 위하여 센서를 활용하였다. 보강재에 가해지는 힘을 파악하기 위하여 선행터널, 후행터널 축소모형 부분에 로드셀과 토압계를 각각 하나씩 활용하였다. 또한 지반 내에 토압계 두 개를 활용하여 필라부 지반 거동을 파악하였다. 사용된 로드셀(인장 및 압축)의 용량은 500 kg, 로드셀(압축)의 용량은 100 kg, 토압계의 용량은 100 kg이다. 보강재 형성은 토조 조성과 동일하게 1:20의 축소율을 사용하였다. 실제 강관, 강연선, 가압블럭의 규격과 사용한 축소모형 강관, 강연선, 가압블럭은 Table 1과 같다.

축소율 1:20을 고려하면 강관, 강연선, 가압블럭 모두 사용한 축소모형 보강재보다 규격이 크지만 상용화되고 있는 제품을 고려하여 최대한 유사한 규격을 사용하였다. 제작한 보강재는 Fig. 9와 같다. 이는 실제 보강재와 같이 커플러를 통해 강연선과 강관을 고정하였으며, 강관 외부에 구근체를 형성하였다.

Fig. 9.

Formation of miniature reinforcement

그라우팅을 통한 구근경은 지반 조건에 따라 Ф200~Ф800 mm의 구체를 형성한다. 이를 근거로 하여 그라우팅의 구근경은 2D로 형성하였다(Seo et al., 2016). 인장에 있어 스프링을 활용하여 최대한 미세하게 작동이 가능하도록 하였고, 이는 스프링 저울을 활용하였다.

3.3 축소모형 지반 조성

실제 지반의 축소율에 맞는 축소모형 지반 조성을 위해 함수비를 다르게 하여 Case를 구성 후 일축압축시험을 진행하였다. 사용된 일축압축시험 장비는 Fig. 10과 같다.

일축압축시험은 사질토에 함수비만을 다르게 하여 진행하였기에 측방구속을 하여 변형 또는 응력제어방법으로 축하중을 가하여 변형계수를 파악하였고, 다짐기를 활용하여 층다짐을 하였다. 이는 KS F 2314를 참고하여 진행하였다. 시험에 사용된 몰드의 직경 14 cm, 높이는 25 cm이며 면적은 153.94 cm², 체적은 3,848.45 cm³이다. 다짐에너지 산출 방법은 식 (3)과 같다.

다짐에너지 산출 결과 1회 타격한 Case의 다짐에너지는 0.0026 kg ‧ cm/cm³이며, 2회 타격한 Case의 다짐에너지는 0.005 kg ‧ cm/cm³으로 나타났다.

Fig. 10.

Uniaxial compression test equipment

3.4 일축압축시험

일축압축시험은 총 6의 Case로 진행되었으며, 함수비와 타격 횟수에 차이를 두어 진행하였다. 각 Case와 Case별 변형계수 값은 Table 2와 같다.

실험체를 일축압축시험기의 하부 가압판 중앙에 놓고 시험체에 압축이 가해 지지 않도록 상부 가압판을 밀착시킨다. 그 후 변위계 하중계의 영점을 조정한다. 매분 1%의 축방향 변형이 생기는 비율을 표준으로 하여 연속적으로 시험체를 압축시킨다. 압축 중에는 압축량 ΔH와 압축력 P를 측정한다. 압축량과 압축력의 측정 간격은 응력-변형률 곡선을 매끄럽게 그릴 수 있을 정도로 한다. 연속적으로 기록 하지 않는 경우는 압축력의 최대값까지는 압축량 0.2 mm, 그 이후는 0.5 mm를 넘지 않는 간격이 바람직하다. 압축력이 최대가 되고 나서 계속해서 변형이 2% 이상 생기거나, 압축력이 최대값의 2/3정도로 감소하거나 또는 압축 변형률이 15%에 도달하면 압축을 종료한다.

축소모형 실험은 원지반 대비 1:20의 상태로 진행한다. 이에 따라 지반 조성 또한 1:20으로 형성한다. 실제 풍화암의 지반정수를 활용하여 실험할 예정이며, 풍화암의 변형계수를 일축압축시험 결과와 비교하여 가장 유사한 Case (Case 1-1)를 사용한다. 1:20으로 축소한 풍화암의 지반정수와 축소모형 실험에 사용되는 Case는 Table 3과 같다.

3.5 축소모형 실험

본 실험은 제작된 축소모형 토조에 축소율을 적용한 풍화암을 조성하여 진행하였다. 필라부에 작용하는 토압 및 변위의 비교 검토를 위하여 보강종류에 따른 3가지의 Case로 진행된다. Case 1은 프리스트레스 + 강관그라우팅 + 강연선이며, Case 2는 강관그라우트 + 강연선, Case 3은 무보강이다. Case 1의 실험을 위해 고정판을 설치해 인장헤드와 동일한 역할을 하도록 설치하였으며, 강연선 인장시 발생하는 보강재의 탈락을 방지하기 위하여 인장지지대를 설치하여 실험을 진행하였다.

3.5.1 Case 1

Case 1의 경우 PC강연선을 선행터널 굴착 후 가인장, 후행터널 굴착 후 인장하는 보강공법이다. 실험에서 사용한 인장력은 25 kg을 선정하여 사용하였다. 선정이유로는 실제 공법에서 인장헤드로 정착을 시키지만 축소모형 실험의 경우 지금 1 mm의 강연선을 정착시키기 위해 볼트체결로 고정을 하였다. 단단히 고정 시 강연선의 손상으로 약 30 kg의 인장력을 가할 시 강연선의 파손으로 축소모형 시 25 kg으로 제한하여 실험을 진행하였다. 선행터널 가인장 및 후행터널 인장 시 인장력은 25 kg으로 가하였지만 시간이 지나면서 인장력은 약 22~23 kg으로 떨어지는 것을 나타내고 있다. 축소모형 실험은 실제 보강공법의 시공순서와 동일한 순서로 진행하였으며 실험 순서는 다음과 같다.

변위의 수렴을 2시간으로 가정하여 각 단계별 2시간의 대기시간을 두었다.

① 선행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5의 지지대를 제거(선행터널 굴착)

② 선행터널 부분 레버를 돌려 선행터널 부분에 가인장(선행터널 가인장 및 정착)

③ 후행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5에 있는 지지대를 제거(후행터널 굴착)

④ 후행터널 부분 레버를 돌려 후행터널 부분에 인장(인장 및 정착)

Case 1의 시공단계별 변위 측정 실험 결과는 Table 4와 Fig. 11에 나타나있다.

Case 1의 경우 선행터널의 최대 변위는 가인장 후 변위 수렴단계에서 1.221 mm, 후행터널의 최대 변위는 후행터널 인장시 1.201 mm로 나타났다. 또한 최종 변위는 각각 0.902 mm, 1.056 mm로 나타났다.

Fig. 11.

Case 1 displacement graph

Case 1의 시공단계별 토압 측정 실험 결과는 다음 Table 5 및 Fig. 12와 같다.

Case 1의 경우 선행터널 및 후행터널의 최대 토압은 후행터널 인장단계에서 각각 108.29 kPa, 81.046 kPa로 나타났다. 또한 최종 토압은 각각 63.046 kPa, 61.936 kPa로 나타났다.

Fig. 12.

Case 1 earth pressure graph

3.5.2 Case 2

Case 2의 경우 Case 1에서 선행터널 굴착 후 가인장, 후행터널 굴착 후 인장하는 단계를 제거한 보강공법으로 진행하였다. 축소모형 실험은 실제 보강공법의 시공순서와 동일한 순서로 진행하여 다음과 같다.

변위의 수렴을 2시간으로 가정하여 각 단계별 2시간의 대기시간을 두었다.

① 선행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5의 지지대를 제거(선행터널 굴착)

② 선행터널 부분 레버를 돌려 선행터널 부분에 PC강연선 고정

③ 후행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5의 지지대를 제거(후행터널 굴착)

④ 후행터널 부분 레버를 돌려 후행터널 부분에 PC강연선 고정

Case 2의 시공단계별 변위 측정 실험 결과는 다음 Table 6 및 Fig. 13과 같다.

Case 2의 경우 선행터널과 후행터널의 최대 변위는 최종 토압인 후행터널 굴착후 2시간 경과 단계에서 1.41 mm, 1.43 mm로 나타났다.

Fig. 13.

Case 2 displacement graph

Case 2의 시공단계별 토압 측정 실험 결과는 다음 Table 7 및 Fig. 14와 같다.

Case 2의 경우 선행터널 및 후행터널의 최대 토압은 원지반에서 각각 62.72 kPa, 62.034 kPa로 나타났다. 또한 최종 토압은 각각 59.976 kPa, 58.016 kPa로 나타났다.

Fig. 14.

Case 2 earth pressure graph

3.5.3 Case 3

Case 3의 경우 무보강으로 진행하였다. 축소모형 실험은 실제 보강공법의 시공순서와 동일한 순서로 진행하여 다음과 같다.

변위의 수렴을 2시간으로 가정하여 각 단계별 2시간의 대기시간을 두었다.

① 선행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5의 지지대를 제거(선행터널 굴착)

② 후행터널 부분을 고정하고 있는 Fig. 5의 지지대를 제거(후행터널 굴착)

Case 3의 시공단계별 변위 측정 시험 결과는 다음 Table 8 및 Fig. 15와 같다.

Case 3의 경우 선행터널과 후행터널의 최대 변위는 최종 토압인 후행터널 굴착후 2시간 경과 단계에서 1.54 mm, 1.47 mm로 나타났다.

Fig. 15.

Case 3 displacement graph

Case 3의 시공단계별 토압 측정 실험 결과는 다음 Table 9 및 Fig. 16과 같다.

Case 3의 경우 선행터널 및 후행터널의 최대 토압은 원지반에서 각각 62.818 kPa, 62.426 kPa로 나타났다. 또한 최종 토압은 각각 60.858 kPa, 61.152 kPa로 나타났다.

Fig. 16.

Case 3 earth pressure graph

3.6 축소모형 실험 결과 분석

본 실험은 제작된 필라부 축소모형 토조에 PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 인장의 효과를 검증하기 위해 실험을 진행하였다. 실험은 필라부의 보강 형태에 따라 3가지 Case로 진행하였으며, Case는 무보강, PC강연선 + 강관보강 그라우팅, PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 인장(25 kg)으로 진행하였다. 변위는 PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 인장(25 kg), PC강연선 + 강관보강 그라우팅, 무보강 순으로 점차 증가하는 모습을 보인다. PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 인장(25 kg) 선행터널의 경우 무보강 대비 약 21%의 변위 절감을 보이며, 후행터널의 경우 약 19%의 변위 절감을 보인다. PC강연선 + 강관보강 그라우팅 선행터널의 경우 무보강 대비 약 8%의 변위 절감을 보이며, 후행터널의 경우 약 3%의 변위 절감을 보인다. 토압은 PC강연선 인장시 토압은 증가하는 경향을 나타내며, 인장 없이 PC강연선 + 강관보강 및 무보강의 경우 토압이 감소하는 경향을 나타내고 있다. 또한 무보강의 경우 변위가 크게 나타나 조금 더 감소하는 경향을 보인다. 토압의 최종 변화량을 비교 검토해보면 PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 인장(25 kg) 선행터널의 경우 무보강 대비 약 55%의 측정치를 보이며, 후행터널의 경우 약 12%의 측정치를 보인다. PC강연선 + 강관보강 그라우팅 선행터널의 경우 무보강 대비 약 69%의 측정치를 보이며, 후행터널의 경우 32%의 측정치를 보인다.

4. 결 론

본 논문은 병설터널의 터널 필라부 보강에 있어 프리스트레스 및 그라우팅을 이용한 보강공법에 대한 연구로서 축소모형 실험을 진행하였다. 축소모형 실험은 동일한 지반 조건하에 PC강연선 + 강관보강 그라우팅 + 프리스트레스(이하 Case 1, PC강연선 + 강관보강 그라우팅(이하 Case 2), 무보강(이하 Case 3) 공법에 대하여 진행을 하였다. 축소모형 실험은 병렬터널의 굴착을 모사하여 필라부의 변위와 벽체에 가해지는 토압을 측정하였다.

이를 통하여 필라부의 변위는 Case 1에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 변위는 각각 1.221 mm, 1.201 mm, Case 2에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 변위는 각각 1.411 mm, 1.434 mm, Case 3에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 변위는 각각 1.542 mm, 1.474 mm의 변위가 발생하였다. 이 변위는 터널 안쪽으로의 변위를 나타낸다. 변위가 커지는 것은 그만큼 터널의 거동이 심하다는 것으로 안정성이 떨어진다고 볼 수 있다. 따라서 변위가 가장 작은 Case 1이 가장 안정성이 높다고 할 수 있다.

또한, 벽체에 걸리는 토압은 Case 1에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 토압은 각각 108.29 kPa, 81.046 kPa, Case 2에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 토압은 각각 62.72 kPa, 62.034 kPa, Case 3에서 선행터널 및 후행터널에서 최대 토압은 각각 62.818 kPa, 62.426 kPa로 나타났다. 토압은 Case 1을 제외한 Case 2, Case 3의 경우 초기 원지반상태의 토압이 가장 큰 것으로 검토되었다. 초기 토압대비 최종단계의 토압의 차이는 Case 1에서0.49~1.568 정도 PC강연선에 프리스트레스를 주어 토압의 증가를 보였으나, Case 2 및 Case 3은 각각 -2.744~-4.018, -1.274~-1.96로 토압은 감소 하였다. Case 1의 경우는 원지반에 비해 실험 후 토압이 증가하였으므로, PC강연선이 인장함에 따라 지반이 더욱 견고해졌다는 것을 알 수 있다. 하지만 Case 2, 3의 경우 실험 후 필라부 쪽 지반이 양측 터널 쪽으로 거동하여 토압이 감소한 것을 알 수 있다. 위의 결과를 토대로 Case 1이 가장 안정성이 뛰어난 보강공법이라는 것을 확인할 수 있다.

이는 Case 1과 같이 보강을 하여 변위를 억제 및 회복하면서 토압도 회복된다는 결과이며, Case 2 및 Case 3의 경우는 굴착으로 지반이 이완되어 불안정상태가 된다는 결과로도 볼 수 있다. 따라서 Case 1의 공법이 안정성 측면에서 가장 우수한 결과를 보이는 것을 알 수 있다.