1. 서 론
2. 로드헤더 선행 연구
2.1 로드헤더 절삭력 평가
2.2 커터헤드 사양 예측
2.3 로드헤더의 굴착효율 예측
3. 로드헤더 장비 선정
3.1 현장 개요
3.2 로드헤더 커터헤드 선정
3.3 커터헤드 사양 검토
4. 로드헤더 굴착효율 평가
4.1 현장 굴착효율 예측 모델 개발
4.2 이론모델을 이용한 간편 평가방법 제안
4.3 설계 예측 모델 비교 및 검증
5. 토 의
5.1 이론적 모델을 이용한 굴착효율 추정 한계점
5.2 실제 굴착 공정과 이론적 공정의 차이점
6. 결 론
1. 서 론
전 세계적으로 도심지 과밀화로 인한 문제를 극복하기 지하공간의 개발이 확대되고 있다. 그러나 도심지 터널공사의 경우 굴착 시 소음 진동으로 인한 민원으로 사회적 문제가 되고 있다. 최근 국내에서는 이러한 도심지 민원 문제를 해소하기 위해 종래의 발파공법을 축소하고 기계화 터널공법을 장려하고 있다. 대표적인 기계화 터널공법인 TBM (Tunnel Boring Machine)은 대형 터널 굴착장비로써 전면의 커터헤드를 돌려가며 지반을 굴착하게 된다. 이러한 TBM 공법은 발파공법 대비 소음 및 진동이 적고 굴착으로 인한 암반손상영역이 적은 장점이 있다. 그러나 고가의 대형 장비를 구매해야 하고, 도심지 내 장비 조립부터 운영에 필요한 후방설비 장치 설치를 위한 공간이 필요한 부지제약, 기존의 발파공법 대비 단거리 노선의 경우 공사비가 높다는 단점을 가지고 있다. 이러한 단점을 극복하기 위해 최근에는 또 다른 기계화 터널 굴착장비인 로드헤더(Fig. 1)를 적용하는 사례가 증가하고 있다.
로드헤더는 무한궤도 형식의 장비 위 붐대에 설치된 커터헤드를 회전시켜 지반을 굴착하는 터널 장비로써 최초에는 광산장비로 개발되었으나, 점차 장비가 대형화되면서 해외에서는 보통암 이하의 강도를 가지는 터널공사에도 사용되고 있다. 이러한 로드헤더는 기계화 터널공법의 장점과 TBM 대비 저렴한 가격, 원형 외 터널단면을 굴착할 수 있다는 장점이 있다. 그러나 고강도 암반 구간에서 생산성이 낮고, 국내 적용사례 부족에 따라 관련 설계 및 시공 자료가 부족한 한계점이 존재한다. 다음의 Table 1은 로드헤더의 특징을 기술한 것이다.
Table 1.
Advantages and disadvantages of roadheader
| Advantage | Disadvantage |
|
Freely shaped tunnel section Relatively inexpensive for soft rock Unnecessary backup facility and low space restriction Compatible worker and equipment for support work with D&Ba) |
Low productivity for hard rock High wear and consumption of pick for hard rock High concentration of dust Insufficient data and references for domestic sites |
로드헤더의 적용성 검토를 위해 설계단계에서는 대상 지반을 조건으로 적정 장비 선정과 장비의 굴착생산성을 평가해야 한다. 그러나 아직까지 국내에서는 적용사례가 적어 로드헤더의 장비선정 방법이 제시되어 있지 않아 대부분 제작사에 의존하고 있으며, 굴착효율 평가방식 또한 해외 현장의 경험적 모델을 준용하고 있다. 이들 제작사의 실적 및 해외 경험적 모델 역시 대부분 낮은 지반강도에서의 적용사례가 많고 일부 고강도 암석의 사례는 퇴적암 계열이 대상이다. 따라서 이러한 사례 및 경험적 모델을 국내 화성암 및 변성암 지반에 적용하는데 있어 검증이 필요하며, 국내 암질 조건에 적합한 평가모델이 필요한 실정이다. 본 연구에서는 적정 로드헤더 선정과 굴착효율 평가를 위해 해외 연구사례를 분석하여 로드헤더의 모터 사양을 검토하고, 국내 암반을 대상으로 로드헤더 굴착효율을 분석하여 경험적 모델을 제안하였다. 또한 해외의 이론적 모델로부터 굴착효율 산정방법을 고안하여 설계 제작사 제안 모델과 비교하고 경험적 모델 및 이론적 모델을 이용한 굴착효율 산정방법을 검증하였다.
2. 로드헤더 선행 연구
2.1 로드헤더 절삭력 평가
로드헤더의 장비선정 검토를 위해서는 커터헤드의 모터사양 한계까지 사용했을 때 굴착가능한 픽커터 관입깊이를 결정해야 한다. 이러한 관입깊이를 결정하기 위해서는 암석 물성에 따라 픽커터의 절삭력을 예측하여야 하며, 이러한 절삭성능에 대해서는 다양한 이론적, 실험적 연구가 수행되었다. 암석을 절삭함에 따라 발생하는 커터의 절삭력을 평가하는 데 있어 이론적인 모델은 기하학적 형상을 고려하여 암석의 인장 또는 전단파괴기준을 근거로 하여 암석을 파괴시키는 데 요구되는 절삭력을 산정하게 된다. 이러한 이론적 모델은 최초에 2차원 해석모델로 개발되었으며 이중 대표적인 2차원 모델로써 영국의 Evans (1984) 모델이 있으며 이후 다양한 연구자에 의해 모델이 보완되어 왔다. 로드헤더의 픽커터인 Conical type 대상의 이론적 모델에는 다음의 Table 2와 같은 모델이 있다.
Table 2.
Theorical models for cutting force of conical pick cutter (Kim et al., 2021)
| Author | Theorical model formula | Applying index |
| Evans (1984) |
where, : Peak cutting force : Tensile strength : Depth of cut : Unconfined compressive strength 𝜙 : Angle of cone 𝜓 : Angle of friction between cutting tool and rock | |
| Goktan (1990) | ||
| Roxborough and Liu (1995) |
이들 2차원 이론적 모델은 3차원적인 형상을 고려하는데 한계가 있으며 이를 보완하기 위한 3차원 모델이 연구되기도 하였다. 대표적으로 Bilgin et al. (2006)은 선형절삭시험으로부터 픽커터의 관입깊이와 각종 암석물성에 따라 픽커터의 절삭력을 규명하는 연구를 수행하여, 일축압축강도와 절삭력 및 수직력 사이에 Fig. 2와 같은 상관관계를 규명하였다. 여기서 암석강도와 절삭력 및 수직력 사이에는 높은 상관성을 보이는 것으로 나타났으며, 본 연구에서는 이를 실무적으로 활용하여 암석강도 조건에 따라 절삭력과 관입깊이의 관계를 구하여, 이로부터 커터헤드의 토크와 파워를 추정하였다.
Fig. 2.
Relation between cutting force and normal force at cutting depth and uniaxial compressive strength (Bilgin et al., 2006)
한편 국내에서는 Choi et al. (2016)은 선형절삭시험을 이용하여 픽커터의 관입깊이와 절삭간격 조건에 따라 픽커터의 작용력과 절삭력을 평가하는 연구를 수행하였다. 대상 시험체 강도조건이 83 MPa일 때 절삭간격이 12 mm일때 S/d (Spacing/depth) 비가 1~2에서 최소 비에너지를 보였으며, 절삭간격이 27 mm에서는 S/d 비가 3일때 최소 비에너지가 나타났다. 이로부터 픽커터 배치조건에 따라 해당 암석강도 조건에서의 절삭깊이는 6~12 mm 적정한 것으로 평가되며, 본 연구에서는 이러한 절삭깊이 조건에 따라 굴착효율을 간편법으로 평가하였다.
2.2 커터헤드 사양 예측
적정 장비사양을 검토하기 위해 로드헤더의 절삭성능 예측 연구결과와 장비사양 결정 방법에 관한 문헌을 조사하였다. 이중 Neil et al. (1994)은 로드헤더 장비의 사양 결정 방법에 관한 절차와 수식, 예시를 발표한 바 있다. 이러한 로드헤더 사양 결정 절차는 다음의 Table 3과 같다. 본 연구에서는 제시된 절차 중 커터헤드 모터사양 검토와 관련된 절차를 준용하여 장비 선정에 활용하였다.
Table 3.
Determination procedure for roadheader specification
상기 절차 중 커터헤드 모터 사양을 결정하기 위해 암석의 절삭력을 추정하여 픽커터에 작용하는 토크를 구하고, 이 토크와 커터헤드의 회전속도를 함께 고려해야 한다. 여기서 절삭력 (또는 )는 이론적 모델 또는 선형절삭시험으로부터 산정할 수 있다. 선형절삭시험을 수행할 경우, 픽커터의 선형 속도는 실제 커터헤드의 회전속도로 변환시켜야 하며, 이때 변환 식은 다음 식 (1)과 같다.
where, : Cutter head rotational speed
: Maximum bit tip velocity
: Cutterhead diameter
굴착 시에는 커터헤드가 대상 암반에 관입되는 깊이에 따라 암석에 접촉하는 픽커터의 수량이 결정되며, 굴착 중 암석에 접촉되는 픽커터의 개수는 다음의 식 (2)와 같다.
where, : Cutters in contact per head (multiply by 2 when sumping)
: Total number of cutters
: Cutting head radius
: Sumping depth
(Note: in degrees)
픽커터의 절삭력과 접촉 개수로부터 굴착 시 발생하는 커터헤드의 소요 토크는 다음의 식 (3), (4)와 같이 계산할 수 있으며, 산정된 토크와 회전속도를 이용하여 커터헤드의 모터 사양을 계산할 수 있다.
where, : Thrust or sumping force required
: Normal force
: Torque
(or ) : Drag force or cutting force =
: Average radius of active cutting area =
: Drag coefficient
2.3 로드헤더의 굴착효율 예측
타 굴착 공법에서 굴착효율은 시간 당 이동거리, 즉 순 굴진속도로 대변되지만 로드헤더는 대상 굴착 부피를 굴착하는데 소요되는 시간으로써 식 (5)과 같이 굴착효율을 정의하고 있다. 이러한 굴착효율은 커터헤드가 암석을 굴착하는데 소요되는 시간에 한정되며, 굴착공기 중 굴착 외 장비의 비가동 시간인 다운타임을 제외한 것이다.
Table 4.
Common empirical prediction models for road header performance (Ghasemi, 2017)
| Author | Model | Explanations |
| Gehring (1989) |
Based on performance of a roadheader with a 250 kW transverse type cutterhead. | |
|
Based on performance of a roadheader with a 230 kW axial type cutterhead. | ||
| Bilgin et al. (1988) |
Based on in situ observation of many tunneling and mining projects. | |
| Thuro and Plinninger (1999) |
Based on in situ observation of many tunneling and mining projects. | |
| Copur et al. (1998) |
Based on performance of transverse roadheaders in different power and weight classes for excavation of especially evaporitic rocks (non-abrasive) | |
| Balci et al. (2004) |
Based on performance of transverse roadheaders in different power and weight classes and different types of rocks. | |
|
Based on performance of axial roadheaders in different power and weight classes and differnet types of rocks. | ||
| Ebrahimabadi et al. (2011) |
Based on performance of a light-weight axial roadheader and coal measure strata (Tabas coal mine). |
P : installed cutter-head power (HP in Bilgin et al. (1988) model and kW in other models)
굴착효율은 해외 문헌 상 다양한 현장을 대상으로 경험적 모델로 개발되었으며, 로드헤더의 굴착효율 산정에 있어 대상 현장과 유사한 조건의 예측 모델을 선별하여 적용하는 것이 중요하다. 문헌 연구를 통해 조사된 대표적인 경험 모델로써 다음의 Table 4와 같다. 이들 모델 외에도 국내 가장 널리 사용되는 모델로써 Sandvik사에서 제안한 경험적 모델이 있다(Fig. 3). 해당 제작사의 제안 모델은 암석의 재료적 성질에 따라 3종류로 구분하는 특성이 있으며, Fig. 3의 경험적 모델에 적용된 암석강도 시험의 시편은 1:1 직경비를 따르는 특징이 있다. 선행 연구를 통해 조사된 로드헤더 굴착효율 예측 모델은 모두 암석강도를 활용한다는 점에서 유사성이 나타난다. 본 연구에서는 국내 현장을 대상으로 경험적 모델을 개발하고 제작사의 경험적 모델과 비교 검증하였다.
3. 로드헤더 장비 선정
3.1 현장 개요
본 연구에서는 국내 로드헤더 적용 현장을 대상으로 앞서 장비선정과 굴착효율 평가 및 검증을 수행하였다. 대상 현장은 OO도시철도 현장으로 수로와 도심지를 통과하는 현장 조건 상 전 구간 기계화 터널공법이 적용되었다. 구간 내 포함된 수로 하부 경암구간은 TBM 공법이 적용되었으며, 나머지 터널 구간에는 로드헤더와 드럼커터가 적용되었다. 이중 로드헤더 구간은 대부분 평지구간으로 일부 구릉성산지 영향을 받는 평지구간을 포함하고 있다. 터널의 주요 심도는 천단부 기준 20~35 m이며, 주요 암반등급은 III~V로 평가되었다. 대상 현장에는 S사의 130 ton급 로드헤더(OO-7XX) 2대가 적용되었으며, 공장에서 제작된 장비는 부분으로 나눠져 반입 후 현장에서 조립되었다. 조립된 굴착 장비 전경은 다음의 Fig. 4와 같다.
주요 암종은 경기변성암복합체에 해당하는 편마암 및 관입압이 분포하고 있는 것으로 조사되었으며 일축압축강도 기준 100 MPa 이하의 연암~보통암 구간으로 설계되었다. 터널 구간의 세르샤 마모지수는 구간 별 상이하나, Table 5와 같이 굴착 중 회수된 시편을 이용한 시험결과에서 2.9~4.7로 측정되어 마모도가 매우 높은 암석구간도 포함된 것으로 조사되었다.
Table 5.
Cerchar abrasivity index (CAI) test results and classification
3.2 로드헤더 커터헤드 선정
로드헤더는 커터헤드 형상에 따라 Fig. 5와 같이 두 가지 종류로 구분된다. Longitudinal type은 종방향 회전축을 중심으로 반력으로 인한 커터헤드 전진방향과 굴착방향이 직각을 이루는 특징이 있다. 이에 반해 Transverse type은 두개의 커터헤드가 터널 붐대와 직각방향의 회전축을 중심으로 굴착하는 특징이 있다. 이들 두개의 커터헤드 타입은 굴착방향과 픽커터의 배치 형상이 상이한 관계로 커터헤드 선정의 근거가 명확하지 못한 한계가 존재한다.
Hekimoglu (1991)에 따르면 암반구간을 대상으로 양방향 타입의 커터헤드가 자중으로 인한 반력을 활용하는데 유리하여 동일한 커터헤드 모터 사양 가진 경우에, 양방향 로드헤더는 20~25% 보다 적은 무게로 30% 높은 굴착효율을 발휘할 수 있다고 주장하였다. 또한 Bilgin et al. (2014)은 Table 6과 같이 Profile smoothness 측면에서 Longitudinal type이 유리하나 높은 강도암석 대상의 굴착성능에서는 Transverse type이 다소 유리한 것으로 설명하였다. 대상현장은 이러한 주장을 토대로 고강도 암반대상으로 Transverse type의 굴착성능이 유리할 것으로 추정하여 Transverse type을 선정하였다.
Table 6.
General comparisons of longitudinal and transverse cutting heads (Bilgin et al., 2014)
그러나 이들 문헌 상의 주장은 국내 지반을 대상으로 검증된 바 없기 때문에 특정 커터헤드타입이 굴착에 유리하다고 단정할 수 없어 관련 연구가 필요하며, 커터헤드타입 별 제작사가 제안하는 암석의 절삭성능(굴착효율) 및 장비파워, 토크 등을 고려하여 적합한 암석강도 범위의 커터헤드를 선택하여야 한다. 대상현장은 제작사에서 제안한 커터헤드 암석강도범위를 참고하여 최대 암석강도를 기준으로 커터헤드 모델을 선정하였다. 이때 제작사에서 제안한 모델의 암석강도 시편기준은 1:1 직경비 조건을 따르며, R425-TC60 모델이 굴착할 수 있는 최대 암석강도는 100 MPa에 해당한다. 현장의 설계 암석강도는 1:2 직경비 조건의 100 MPa 수준이며, 이 경우 제작사가 제안한 암석강도를 1:2 직경비 기준으로 환산할 경우 강도 값은 낮아진다. 따라서 R425-TC60 모델의 최대 암석강도는 1:2 직경비 기준으로 100 MPa 미만으로 추정된다. 또한 대상 지반의 설계암석강도는 평균 강도로 실제 강도는 평균강도 이상 출현가능성이 높기 때문에 설계 암석강도 이상의 여유 값을 고려하여 R425-TC72 모델을 선정하였다. 다음의 Fig. 6은 제작사의 커터헤드 종류 별 굴착효율 범위 제안의 예시를 나타낸다.
3.3 커터헤드 사양 검토
기계화 터널공법 적용 시 중요한 설계 요건 중 하나가 적정 장비를 선정하는 것이다. TBM 공법의 경우에는 지반 조건을 분석하여 적정 장비종류부터 장비사양, 옵션까지 제작사와 발주자가 협의 후 결정한 다음에 발주하여 제작하는 주문제작 방식이다. 이에 반해 로드헤더는 제작사에서 제공하는 정해진 사양의 제품을 구매하는 방식이다. 따라서 로드헤더 구매 시에는 구매 가능한 장비의 사양이 대상 지반을 굴착할 수 있는지를 평가해야 할 뿐 아니라 타 공법과도 지속적으로 비교하여 구매여부를 결정해야 한다. 그러나 국내의 경우에는 로드헤더 적용사례가 극히 적어 장비 검토 사례도 전무하며 구매 시 장비사양 검토 방법에 대한 정보도 부족하다. 이러한 가운데 앞서 조사된 문헌을 참고하여 동일한 제작사에서 생산하는 두개의 모델에 대해 각 장비의 제원을 Table 7에서 비교하였다. 해당 장비는 S사에서 생산하는 장비로 두 장비 모두 암반용 로드헤더 장비이다. 상기 모델의 제원상 중량이 작은 OO-5XX모델의 경우 OO-7XX모델 대비 커터헤드 모터의 파워는 큰 것으로 조사되었다. 그러나 OO-7XX모델은 OO-5XX 모델 대비 저속으로 회전굴착하여 높은 토크로 굴착이 가능하다. 앞서 식 (1)을 이용하여 산정된 커터헤드의 회전 굴착 속도는 OO-7XX 모델의 회전굴착속도는 21 RPM (Revolution per minute)인 반면 OO-5XX 모델은 41 RPM으로 산정되었다. 커터헤드의 파워로부터 산정된 토크는 OO-7XX와 OO-5XX 각각 140 kNm와 82 kNm로 산정되어 OO-7XX가 1.7배 높은 토크로 굴착가능하여 고강도 암석을 굴착할 수 있다. 다음의 Fig. 7은 앞서 제시된 커터헤드 모터 사양 검토 식을 이용하여 허용 모터 파워 조건에서의 암석강도 별 최대 굴착가능 깊이를 제시한 것이며, 이때 절삭력 추정은 Bilgin et al. (2006) 모델을 이용하였다. Fig. 7의 결과에 따라 OO-7XX는 동일 암석강도 기준으로 더 깊은 관입깊이로 굴착가능하여 고강도 암석구간에 유리한 것으로 검토되었다.
Table 7.
Roadheader specifications of Sandvik (2022)
4. 로드헤더 굴착효율 평가
4.1 현장 굴착효율 예측 모델 개발
본 연구에서는 로드헤더 굴착 구간의 암석강도와 순굴착효율을 측정하여 회귀분석을 이용한 상관 모델식을 도출하였다. 현장의 암석강도 측정은 일축압축강도, 점하중강도 방법을 이용하였다. 일축압축강도는 시편을 획득하기 어려운 단점이 있으나 가장 정확한 암석강도 측정방법이다. 현장에서는 채취된 암궤를 코어링하여 일축압축강도를 측정하였고, 일축압축강도의 시편은 직경비 1:2 시편을 사용하였다. 또한 직경비에 따른 암석강도비를 검증하기 위해 동일 암궤를 대상으로 직경비 1:1 시편의 강도를 측정하여 강도비를 평가하였다. 한편 현장에서 유용하게 암석강도를 측정하는 방법으로 점하중 강도시험을 수행하였다. 대상 막장에서 위치 별 구분하여 획득된 암편 10여개의 평균으로 암석강도를 평가하였다. 다음의 Fig. 8은 현장에서 암석강도 평가 시 수행된 점하중강도와 슈미트 해머 전경을 나타낸다. 이중 슈미트 해머의 결과는 결과의 불확실성으로 인해 분석에서는 제외하였다.
현장의 로드헤더의 굴착효율 산정은 한 막장 굴착 시 소요되는 굴착시간을 측정하고 한 막장 굴착부피로 나눠서 산정하였다. 이때 굴착시간은 커터헤드가 회전하는 시간 중 암석이 굴착되면서 커터헤드 부하가 발생되는 시간을 기준으로 굴착시간을 측정하였으며, 이외 다운타임 시간은 제외하였다. 현장에서 측정된 점하중 강도와 일축암석강도로부터 Fig. 9와 같이 굴착효율의 상관관계식 (6)을 도출하였고, 이때 상관계수가 81%로 높게 평가되었다. 따라서 굴착효율과 암석강도의 상관성이 높았으며, 경험적으로 암석강도로부터 굴착효율을 예측가능 할 것으로 판단된다.
where, : Net cutting rate (m3/hour)
: Uniaxial compressive strength (MPa)
4.2 이론모델을 이용한 간편 평가방법 제안
본 절에서는 암석 관입깊이와 절삭력을 관계 짓는 기존 이론적 예측 모델을 기반으로 Transverse type 커터헤드 조건의 Sumping 작업 시의 최대 굴착효율을 예측하는 간편 평가방법을 제시하였다. 제안방법에 따르면 먼저 장비사양에 의해 주어지는 커터헤드의 회전속도와 모터 사양을 이용하면 장비의 최대 토크를 산정한다. Neil et al. (1994)에 따르면 암석에 접촉되는 픽커터 각각에 작용하는 절삭력이 동일하다고 가정하였을 때 장비의 전체 토크 값을 암석에 접촉되는 픽커터 개수로 나누어 픽커터 한 개에 작용하는 절삭력을 간편하게 산정할 수 있다. 이를 통해 픽커터 하나당 최대 절삭력을 산정하여 암석강도와 함께 이론적 예측 모델에 대입하였고, 픽커터 하나당 최대 관입깊이를 산정할 수 있다. Fig. 10과 같이 커터헤드가 1회전하는 동안 접촉되는 픽커터들의 관입깊이가 서로 모두 동일하다고 가정하면 픽커터 하나당 최대 관입깊이를 커터헤드 1회전당 최대 절삭깊이로 간주할 수 있다. 이로부터 커터헤드 Sumping 깊이까지 굴착하는데 필요한 커터헤드 최소 회전 수를 식 (7)으로부터 산정하여 식 (8)을 통해 Sumping 깊이까지 최소 굴착 소요시간을 구할 수 있다. 이런 방법으로 계산된 최소 굴착 소요시간을 Sumping 체적으로 나누면, 식 (9)와 같이 주어진 장비사양에 대한 최대 굴착효율을 추정할 수 있다.
장비사양으로부터 확인된 커터헤드 직경의 50%를 Sumping 깊이로 결정하여 굴착부피를 산정하고 이때 커터헤드 체적은 커터헤드 형상을 BIM (Building Information Modeling)으로 구현하여 계산하였다(Fig. 11). Sumping 굴착 부피인 는 Sumping 깊이만큼 커터헤드가 암석에 관입되어 들어갈 때 굴착되는 부피를 의미한다. Sumping 깊이에서의 한쪽의 커터헤드 체적은 0.51 m3이며, 양방향 커터헤드의 체적은 이에 2배인 1.02 m3으로 분석되었다.
식 (7)의 굴착깊이(depth)는 앞서 문헌 조사된 이론적 모델 중 Evans (1984) 모델(이하 Evans 모델)과 Bilgin et al. (2006) 모델(이하 Bilgin 모델)을 이용하여 현장에 반입된 장비의 사양과 암석강도 조건으로 산정하였으며 식 (8)과 식 (9)의 간편 평가방법을 이용하여 Sumping 시의 최소 소요 굴착시간과 최대 굴착효율을 산정하였다. 한편, Evans 모델은 Bilgin 모델과 다르게 암석의 일축압축강도와 인장강도를 고려한다. 현장 지반조사 결과에서 대상구간의 일축압축강도는 연암부터 경암까지 31.6~196.0 MPa로 분포하는 것으로 조사되었다. 또한 암석의 인장강도는 연암부터 경암까지 4.1~18.8 MPa로 분포하였다. 따라서 Evans 모델을 이용한 굴착효율 검토 시 암석의 인장강도는 일축압축강도의 10% 값을 가정하여 절삭력을 평가하였다. 또한 Evans 모델에 적용된 픽커터의 콘각도는 문헌 값을 참고하여 38도를 적용하였다. 이러한 가정조건에 따라 현장의 암석강도와 장비조건에 따른 이론적 최대 관입깊이와 최대 굴착효율은 Table 8과 같다. 검토 결과 Bilgin 모델의 경우 동일한 암석강도 기준으로 관잎깊이가 다소 작게 평가되었으며, 굴착효율 또한 작게 예측되었다. 예측된 결과는 기존의 설계에 적용된 예측 모델과 현장자료로부터 도출된 경험모델과 비교하였다.
Table 8.
Comparison of the prediction model for roadhead performance
4.3 설계 예측 모델 비교 및 검증
대상 현장의 설계 굴착효율은 제작사에서 개발된 경험적 모델식을 적용하였다. 해당 경험식을 개발한 제작사는 국내와 상이한 암석시편 직경비 1:1 기준의 암석강도를 이용한 것으로 확인되었다. 따라서 해당 경험식과 대상 현장의 경험식을 비교하기 위해서는 직경비에 따른 암석강도 보정이 필요하다. 암석강도 보정을 위해 동일한 암궤에서 채취된 암석 코어를 이용하여 Fig. 12와 같이 직경비를 달리하여 암석강도를 측정하였다. 직경비에 따른 평균 암석강도 비는 다음의 Table 9와 같으며, 1:2 직경비 시편의 암석강도가 1:1 직경비 시편의 암석강도 대비 85% 수준으로 나타났다. 이를 근거로 설계 굴착효율의 강도를 보정하여 현장 결과를 이용하여 새롭게 제안된 경험적 굴착효율 예측 모델과 이론적으로 산정된 예측 모델을 비교하였다.
Table 9.
Uniaxial compression test results
| Average UCS (MPa) | Diameter : Length = 1:2 | (A) | 175 |
| Diameter : Length = 1:1 | (B) | 204 | |
| Strength ratio | (A) / (B) | 0.85 | |
설계 예측 모델에 따르면 암석조건이 Tough~Brittle 조건까지 상이하며, 대상현장의 CAI 값을 근거로 암석마모도가 높은 점을 고려할 때 Very Tough 모델과 경험적 모델이 유사한 것으로 나타났다. 또한 이론적 모델과 비교하였을 때 암석강도 조건이 60~140 MPa 구간에서 이론적 모델과 경험적 모델의 유사하였으며, 특히 Bilgin 모델이 Evans 모델보다 유사한 것으로 나타났다.
한편 Fig. 13(b)에 따르면 이론적 모델과 대상 현장의 경험적 모델을 비교한 결과 암석강도 80 MPa 이하에서는 이론적 모델과 경험적 모델의 기울기가 급격히 달라지는 것을 알 수 있었다. 이러한 원인으로 이론적 모델의 경우에는 무결암을 기준으로 산정된 반면, 경험적 모델은 절리를 포함한 암반효과를 고려하였기 때문인 것으로 예상된다. 따라서 일정 무결암의 강도가 낮아지는 경우나 다수의 절리조건으로 절리영향을 고려해야 하는 경우에는 이론적 모델보다 굴착효율이 증가할 수 있는 것으로 보이며, 이러한 결과에 대해서는 다음의 토의 절에서 관련 선행연구를 참고하여 보다 자세히 기술하였다.
5. 토 의
5.1 이론적 모델을 이용한 굴착효율 추정 한계점
앞서 연구에서 이론적 굴착효율 산정에 관하여 Bilgin 모델은 실규모 암석절삭시험 결과를 근거로 개발되었다. 그러나 Bilgin 모델에 활용된 실험 결과 대부분은 퇴적암 계열의 암석을 대상으로 하므로 국내에 적용되는 로드헤더 검토를 위해 국내에 다수 분포되는 화강암 및 편마암 계열을 대상으로 이론 및 실험적 모델이 개발될 필요가 있다. 또한 이론적 모델은 무결암을 대상으로 한 시험결과를 이용한 것에 해당한다. 이러한 무결암의 시험결과를 이용한 예측 모델과 실제 현장 측정값으로부터 산정된 경험적 예측 모델을 비교한 결과 암석강도 80 MPa 이상에서는 잘 부합되는 것으로 나타났다. 그러나 해당 모델 및 방법은 특정 하나의 현장을 대상으로 제안 된 모델임을 고려할 때 향후 다수의 현장을 대상으로 한 추가 데이터 반영 및 검증이 필요할 것으로 사료된다. 또한 상대적으로 풍화도가 높은 저강도 암석구간에서는 암반의 절리효과로 인해 무결암 조건 대비 굴착효율이 증가된 것으로 나타나 이러한 절리효과에 대한 규명이 필요할 것으로 보인다. 선행연구에 따르면 절리가 존재한 경우에는 암반의 절리효과로 인해 굴착효율이 증가할 수 있으며 Restner and Plinninger (2015)가 제안한 RMCR 모델에 따르면 암석이 블록화 될수록 굴착효율이 증가될 수 있음을 보인다(식 (10), Fig. 14). 특히 RMCR 모델의 배점 조건에 따르면 암석강도가 높을수록 RMCR 배점이 낮으며, 이로 인한 암반효과로 절리효과가 증가될 수 있음을 보인다(Table 10). 그러나 절리가 블록화 되어 있지 않을 때 단순히 암석강도로만 RMCR을 낮게 평가하면, 오히려 무결암의 예측 모델보다 굴착효율을 높게 평가할 수 있다. 따라서 절리고려 모델의 경우에는 절리의 블록화 여부를 정확하게 평가하는 것이 중요하며, 단순히 시추공의 절리간격만으로 블록크기를 추정하는 경우 실제 대비 RMCR 값을 낮게 평가하여 굴착효율을 과도하게 평가할 수 있다. 이를 방지하기 위해 암석강도와 블록사이즈를 정확하게 평가할 수 있어야 하며, 고강도 암석구간에서 정확한 블록사이즈를 추정하기 어려운 경우에는 보수적 검토로써 무결암을 대상으로 한 암석강도 모델을 적용하는 것이 공기지연을 방지하는데 유리할 수 있다.
where, : Rock mass cuttability rating
: Rating factor for unconfined compressive strength
: Rating factor for block sizes
: Rating factor for joint conditions
: Rating factor for orientation of joint set
Fig. 14.
The effect of RMCR on rock mass excavation strength and effective net cutting rate (Restner and Plinninger, 2015)
Table 10.
RMCR rating factors for UCS, block size (Restner and Plinninger, 2015)
5.2 실제 굴착 공정과 이론적 공정의 차이점
본 연구에서는 이론적 굴착효율 계산에서 검토를 간편하게 수행하기 위하여 Sumping 공정에서 커터헤드가 직선으로 Sumping 깊이까지 압입하는 것으로 Fig. 15(a)와 같이 가정하였다. 그러나 로드헤더를 실제 운영한 결과 실제 암석강도가 높은 경암에서는 장비 부하 및 손상을 줄이기 위해 Fig. 15(b)와 같이 일정관입깊이로 붐대를 반복적으로 좌우 Slewing 하여 Sumping 깊이까지 압입하기 때문에 본 검토 방법의 가정사항과는 상이하다. 또한 커터헤드의 굴착속도가 일정한 단속형식임을 이유로 Sumping과 Shearing의 굴착속도가 동일한 것으로 가정하였으나, 실제 암석강도 및 굴착공정에 따라 장비부하 및 굴착속도에 차이로 인해 이론상 굴착효율 대비 오차가 발생할 수 있다. 이러한 한계를 극복하기 위해 공정별 굴착효율 측정 및 수치해석 등 추가 연구가 필요할 것으로 보인다.
또한 이론적 모델에서는 Sumping 깊이에서 접촉되는 픽커터의 개수로 굴착효율을 평가하였으나, Sumping 깊이와 다른 위치의 굴착 시에는 암석에 접촉되는 픽커터의 수량이 달라질 수 있다. 따라서 Sumping 깊이가 아닌 위치에서 굴착시에는 커터헤드 사양 대비 관입깊이를 더 높일 수 있다. 단, 이론 상 Sumping 깊이 외 굴착 시 커터의 적은 접촉개수의 픽커터으로 더 깊은 관입깊이로 굴착 가능한 경우에는 단일 커터가 부담해야 하는 절삭력이 증가하기 때문에 커터헤드의 사양 외에도 픽커터의 허용하중 등을 함께 검토해야 한다.
6. 결 론
본 연구에서는 국내에 로드헤더 적용 검토를 위해 필요한 장비 선정 및 사양 검토 방법을 고찰하고 굴착효율 산정에 관한 국내 대상 경험적 모델을 제안하였다. 또한 픽커터 절삭이론을 근거로 도출된 이론적 모델식을 이용하여 굴착효율을 평가하고 설계에 적용된 예측 모델과 비교하였다. 이러한 연구 결과를 정리하면 다음과 같다.
1. 본 연구에서는 기존의 로드헤더 연구문헌을 조사하였고 국내 현장을 대상으로 로드헤더 장비사양을 검토하였다.
2. 로드헤더 절삭력 산정이론을 근거로 커터헤드의 사양 대비 암석강도 별 최대 절삭깊이를 산정한 결과 저속 RPM의 장비가 유사 커터헤드 사양의 장비 대비 절삭깊이를 높일 수 있어 고강도 암석강도에 유리한 것으로 분석되었다.
3. 국내 암반구간 현장을 대상으로 암석강도와 다운타임을 제외한 순 굴착시간에 대한 굴착효율 간 상관관계를 분석하여 굴착효율 예측에 관한 경험적 모델을 제안하였다.
4. 절삭력 산정이론으로부터 굴착효율 산정에 관한 간편 법을 제안하였고, Bilgin의 모델식을 이용한 검토결과 암석강도 80 MPa 이상에서는 현장의 경험적 모델과 유사한 경향을 확인할 수 있었다. 또한 경험적, 이론적 모델 경과는 설계에서 적용된 제작사의 예측 모델 중 Very tough 조건의 모델과 비슷한 것으로 나타나 유사성을 확인하였다.
5. 앞서 제안된 경험적 모델과 간편 법은 한 개 특정 현장을 대상으로 검증된 점을 고려하여 일반화하는데 한계가 있으며, 다양한 현장의 다수 데이터를 취득하여 추가 모델 검증 및 보완이 필요하다.
6. 또한, 이론적 모델의 경우 경험적 모델과 비교하여 저강도 암석구간에서 굴착효율 예측의 경향성이 다소 차이남을 확인하였으며, 절리조건에 영향으로 추정되며 절리영향에 관한 연구가 필요하다.
7. 로드헤더 굴착효율 예측결과의 신뢰성 확보를 위해서는 향후 다양한 국내 암종, 암질, 절리조건의 데이터를 통한 보완 모델 개발 및 검증에 관한 추가연구가 필요할 것으로 사료된다.
