1. 서 론

최근 국내 지상 구조물의 포화 및 라이프 라인 시설 과밀화 현상과 난개발로 인해 지상구조물의 대안으로 지하구조물에 대한 개발이 지속적으로 요구되고 있으며, 그에 따른 도심지 인프라 구축을 위한 지하공간 활용이 요구 되어 지고 있다. 지하공간을 확보함에 대하여 기존의 NATM공법의 시공은 소음 및 진동, 교통 문제등 환경적인 문제들을 수반하고 있기 때문에 적용하기에 어려움이 있다. 또한 기존에 존재하는 지장물 및 지하 인프라 라인의 영향을 고려하여 터널 선형이 급곡선으로 계획되는 경우가 증가하고 있다. 이러한 문제들의 대안 방안으로 쉴드 TBM 공법의 적용이 증가하고, 시공되어지고 있지만 그에 따른 시공기술 및 핵심요소들의 확보가 미흡하여 시공시 어려움이 있다.

국내에서는 쉴드 TBM 공법이 도입(1987년)된 이후 국산화 장비 및 국내 조건에 맞는 시공 기술 확보에 대하여 연구가 활발하게 이루어지고 있지만(Chang, 2013) “TBM 디스크 커터의 암석절삭에 관한 수치해석적연구”(Cho et al., 2008), “국산 커터헤드를 장착한 직경 3.6 m 토압식 쉴드 TBM의 제작과 현장 적용성 분석”(Bae et al., 2015a), “현장적용 디스크커더의 내부 부품 분석”(Bae et al., 2015b),등 커터헤드 및 디스크 커터등 절삭에 관한 연구들로 국한 되어 있다. 최근 급곡선 굴착 관련 연구로는 “축소모형실험을 통한 급곡선 터널에서의 Shield TBM추진 압력 적용 기술에 대한 연구”(Kang et al., 2017), “대구경 쉴드 터널 급곡선 시공 사례”(Kim et al., 2002)등이 진행 되었지만 설계 및 시공기술을 향상 시키기 위해서는 기술 확보가 미비한 실정이다. 따라서 급곡선의 안전한 시공을 위해서는 시공 기술의 확보가 필요 하며, 쉴드 TBM 장비 핵심 기술 요소 확보와 국내 시공 능력 향상을 위하여 국내 실정에 맞는 장비 개발 및 연구가 필요하다.

최근 일본에서는 TBM장비를 이용하여 곡선반경 R30 m을 넘어 R10 m (J.G.S 2015)까지의 시공 사례를 확인 할수 있다. 시공사례를 분석한 결과 급곡선 굴착을 위해 쉴드TBM 장비의 구조변경을 시행 한한 것 알 수 있었다. 급곡선 시공시 TBM 장비 주요 구조는 전통부 와 후통부로 나누고 두개의 사이에 중절잭을 적용하여 연결 하였으며, 중절각을 적용하여 급곡선 시공을 수행하였다. 따라서 쉴드 TBM 장비를 이용하여 급곡선 터널을 시공 하기 위해서는 장비의 구조적 변경이 필요하며, 이에 따라 쉴드 TBM장비의 구조적 안정성에 대한 검토가 필요하다고 판단 된다.

따라서 본 연구에서는 급곡선 시공시 중절잭이 스킨플레이트에 미치는 주요 인자를 이론식 및 수치 해석을 통해 확인 하고 응력의 분포 및 스킨플레이의 변형량 등을 분석 하여 응력 분포의 개선 방법 및 중절잭의 구조적 안정성 확보를 위한 연구를 수행 하였다.

2. 급곡선 구간 쉴드TBM의 구성

본 연구에서는 Φ3.54 m 급 소단면 급곡선 시공용 TBM을 이용하여 연구를 진행 하였으며, 장비의 제원은 Fig. 1과 같다. 본 TBM 장비는 전통부(Hood part)와 후통부(Tail part)로 나누어 중절잭을 이용하여 연결된 것이며, 중절각 적용이 가능하다.

중절 형식은 V타입과 X타입으로 분류 할 수 있다. V타입은 중절부 한면이 작동하며, 중절각이 커짐에 따라 틈새 간격이 커짐으로 큰 각도를 확보하는데 어려움이 있으며, 중절부의 지수 및 씰링에 불리하다. X타입은 중절부의 양면이 동시에 작동되며, 큰 각도의 확보 및 중절부 씰링에 상대적으로 유리하다. 따라서 급곡선 시공시 이점이 있는 X타입으로 선정 하였으며, 중절잭은 최대 8.3°까지 적용이 가능하다.

추진 방식은 후통부 추진과 전통부 추진으로 분류 할 수 있다. 전통부 추진의 경우 중절각을 적용한 경우에 전통부가 회전함에 따라 후통부에 비해 추진잭의 축이 기울게 되므로, 잭과 세그먼트의 접촉면이 일정하지 않아 편심이 발생한다. 그러나 후통부 추진의 경우에는 후통부 측의 반력을 이용하며, 전통부가 회전 하더라도 추진 잭의 축이 변하지 않아 세그먼트와의 접촉면에 편심이 발생하지 않는다. 또한 중절한 경우에도 세그먼트에 가해지는 잭 압력이 비교적 일정하게 작용하기 때문에 후통부 추진으로 선정 하였다.

3. TBM 안정 영향 요소

3.1 개요

쉴드 TBM장비의 구조 안정성을 검토하기 위해서는 장비에 작용 되는 하중 조건이 필요 하며, 토압식 또는 수치해석 등을 통하여 하중 조건을 산정하여 장비 구조물 안정성 검토시 반영된다. 지반의 조건 및 시공 조건에 따라 수 많은 하중 조건들이 발생할 수 있지만 본 연구에서는 풍화토에 가까운 물성치로 가정하여 작용하는 압력을 산출하고, 그에 따라 장비에 작용되는 하중조건을 도출하여 스킨 플레이트의 구조적 안정성 검토를 수행 하였다.

3.2 토압

토압(막장압)의 산정은 Fig. 2와 같이 Terzaghi(1943)의 이완토압식을 적용 하였으며, 지반 물성치는 Table 1 과 같다.

여기서 상재하중 Po는 제외 하였으며, 막장깊이 H 37 m, 굴진경은 D3.5 급의 소구경을 가정하여 반영 하였다.

수압은 물의 밀도 × 막장 깊이(37 m)에 의해 산출 하였다. 위 자료를 근거로 적용된 토압 및 수압의 크기는 Table 2와 같다.

3.3 추력 영향 요소

TBM장비의 추력 산정시에는 장비에 작용하는 영향 요소를 고려해야 하며, Fig. 3과 같이 나타낼 수 있다. 영향 인자는 쉴드 외경에 작용하는 토압의 마찰력(F1), 커터헤드 전면에 작용하는 면압에 의한 추력(F2), 테일 프레임과 세그먼트의 마찰력(F3), 백업카 견인에 대한 마찰력(F4), 암반지반의 암석 파쇄력(F5) 로 선정 하였다. 토･수압에 의해 쉴드 외경에 작용하는 압력은 추력인자에 포함 하였으나, 중절잭에 전달되는 상하좌우 하중 검토에는 방해 인자로 고려되어 제외하였으며, 토･수압에 의해 발생하는 스킨플레이트의 응력 및 변형량은 미비하여 제외 하였다. 영향 인자는 관입량에 따른 암반 파쇄 추력에 관한 것이며, Fig. 3의 추력 영향 요소에 대한 식과 그에 대한 값은 Table 3과 같다. Table 4는 Table 3의 주요 용어에 대한 설명이다.

여기서 테일 프레임의 마찰 계수(F3)와 백업카 견인 마찰력(F4)은 현장의 장비 운영에 따라 제외 될 수 있으며, 총 요구 추력대비 차지하는 비율이 미미하여 추력 산출시 주요 인자에서 제외 할 수 있을 것으로 판단된다. 토･수압 추력 케이스는 토압만을 적용하여 EPB 쉴드 타입의 TBM에 적용 가능 하기 때문에, 국내 지반 특성상 토사 지반만이 아닌 암반 지반에서도 굴진이 가능함을 고려하여, 암반 파쇄에 대한 영향 인자를 추가 하였다.

3.4 하중 조건

추력 산정은 토･수압의 작용, 암반 지반의 굴진, 암반 지반 급곡선 시공으로 총 3가지 case로 선정하였다. 각각의 case에 대한 총 추진력은 Table 5와 같이 산정 되었으며, 각 케이스의 하중 작용은 그림 Fig. 4와 같다.

Load case3은 쉴드 TBM이 반경 30 m로 급곡선 굴진을 할 때 필요한 중절각에 대하여 7.778°를 적용 하였다. 암반 굴진시 전면 커터헤드에 대한 토압은 발생하지 않을 것으로 판단 되나 토사와 암반의 경계부 굴진을 가정하여 토압의 70%를 적용하였으며, 추후 암반 및 토사의 경계부분에 대한 연구가 필요하다고 판단된다.

4. 해 석

4.1 해석 개요

본 연구에서는 급곡선 시공 장치가 적용된 3.5 m급 쉴드 장비의 후통부(Tail part)쉴드 잭에 추력을 적용 하였을 때, 작용되는 반력을 전통부(Hood part) 중절잭(Articulation jack)에 하중을 적용하여 스킨 플레이트 구조의 안정성 검토를 수행하였으며, 장비의 제원은 Table 6과 Table 7로 나타내었다.

TBM 장비에 작용하는 영향인자에 대해 이론적 분석을 통하여 하중조건에 대한 결과 값을 도출 하였으며, Catia V5 R20 Generative Structural Analysis Module을 사용하여 구조 해석을 수행하였다. 구조 해석용 툴은 3D 모델과 해석모델의 상호 호환성이 우수하여 기계 구조 검토시 많이 사용된다. Mesh 생성의 기준은 해석자의 검토위치 및 상황에 따라 Mesh type 및 사이즈가 달라지므로 명확한 기준을 제시하기가 매우 힘들다. 본 연구에서는 Parabolic tetra 10 type의 mesh를 사용하였으며, mesh size는 60, seg는 6으로 제한하여 mesh를 생성 하였다.

Parabolic tetra 10은 복잡한 구조의 Mesh 생성에 유용하며, tetra4보다 중간 절점이 추가 되어 해석의 신뢰성이 높다. Fig. 5(a)는 전통부(Hood Part), Fig. 5(b)는 후통부(Tail Part)의 3D Solid 해석 요소 모델을 나타냈으며, Fig. 5(c)는 Parabolic tetra 10의 형상 및 절점 구조를 나타내었다.

4.2 해석 방법

본 연구에서는 토압 및 수압에 의한 하중 인자를 도출 하였으며, 하중인장의 분석을 통하여 쉴드잭의 추력을 산정 하였다. 쉴드잭 추력에 의해 발생된 하중은 후통부를 통하여 중절잭에 전달 되며, 중절잭에 전달된 하중은 전통부에 전달되어 커터헤드의 전방 굴진력을 발생 시킨다. 이에 따라 후통부의 수치해석을 우선 진행 하여 결과로 발생하는 반력을 전통부 수치해석의 작용 하중으로 반영 하여 해석 결과를 도출 하였다.

Fig. 6(a)는 후통부(Tail part)의 구속 조건 및 하중 적용을 나타낸 것이다. F.scyl=F.th/12는 각 쉴드잭에 작용 되는 하중의 크기 및 방향이며, Fy fixed는 중절잭이 조립되는 위치로서 구속 조건(Boundary Condition)은 6자유도중 y축 방향으로 고정 하였다. Fig. 6(c)는 쉴드잭 및 중절잭의 위치를 나타낸 것으로, 쉴드잭은 ⓐ에서ⓛ까지 총 12개소로 각 홀에 조립된다. F.scyl는 Table 5의 Unit Force와 크기가 동일하며, 각 case의 추력을 쉴드잭에 적용 하였다. 전통부의 구속 조건 및 하중 적용은 Fig. 6(b)와 같으며, F.acyl=Reaction은 후통부의 반력으로써, 중절잭을 통해 전통부에 전달 되는 하중으로 적용 하고, 하중의 크기 및 방향은 Table 8의 각 케이스별 x, y, z의 벡터 값으로 적용 하였다. 전통부의 구속 조건은 Fx, Fy, Fz, Mx, My, Mz Fixed표시부로 커터헤드 구동축 베어링이 조립되는 면이며, 6자유도를 모두 구속하여 수치 해석을 수행 하였다. Table 8은 전통부에 적용된 하중 값이며, 후통부에 추력을 적용하였을 때 얻어진 결과 값이다.

4.3 해석 결과

해석 결과 중 응력과 변형율이 가장 높은 case3에 대한 응력 및 변형량에 대해 나타내었으며, Fig. 7과 같다. Fig. 7(a), (c)에 보여지는 후통부 최대 응력 및 변위량은 각각 168 MPa, 0.5 mm이며, Fig. 7(b), (d)에 보여지는 전통부의 최대 응력 및 변위량은 231 MPa, 3.4 mm이다. 3D FEA특성상 응력값이 주변 응력부 보다 급격하게 증가하는 직각 연결 부위 및 모서리 부분등 오류율이 높은 부분은 응력 검토 부분에서 제외 하였다.

Fig. 7(a)의 결과는 쉴드 외경 및 중절잭 브라켓(Bracket)면에서 응력이 분포 됨을 나타내고 있으며, 이는 후통부 구속조건에 의해 고정된 중절잭 브라켓(Bracket)과 쉴드잭이 설치된 격판(Center plate)의 미는 힘에 의해 나타나는 지압응력임을 알 수 있다. 스킨플레이트(Skin plate) 외경에 나타나는 응력은 Fig. 1과 Fig. 6에서 외경 쪽에 위치하는 쉴드잭의 미는 힘과 내경쪽에 위치하는 중절잭 구속조건 반력의 위치적 관계에 의해 발생하는 모멘트로 중절잭을 지지하는 플레이트(Support plate)에 하중을 전달하여 발생하는 응력으로 판단된다. 또한 후통부에 대한 수치해석 결과 값은 모재의 항복강도(235 MPa)대비 1.44의 안전율을 확보 하고 있으며, 스킨플레이트 외경에 나타난 0.5 mm의 변위량은 장비 운용에 있어 큰영향을 미치지 않을 것으로 판단된다.

Fig. 7(b), (d)의 결과는 전통부는 중절잭이 조립되는 러그부 및 러그부 주변의 스킨플레이트에서 최대 응력 및 변위가 발생하였음을 알수 있다. 전통부의 응력 및 변위의 발생은 중절잭의 하중이 전달되는 브라켓과 스킨플레이트의 거리차이에 의한 모멘트의 발생으로 스킨플레이트 외경에 응력이 발생 하였으며, 브라켓 리브의 응력 집중으로 최대 응력이 발생한 것으로 판단된다. 전통부에서 발생하는 변위량은 굴진시 중절잭의 방향 전환으로 충분히 보완이 될 수 있는 방안으로 판단 될 수 있으나, 최대 응력 발생부인 브라켓 리브는 항복강도 대비 1.01로 추가 적인 보강이 필요하다고 판단된다.

4.4 TBM요소별 안정성 분석

중절잭은 TBM장비의 굴절시공시 방향전환의 역할을 하며, 일반적으로 중절잭의 총 추력은 쉴드 잭의 70∼80%로 알려져 있다(J.G.S., 2015). 본 장비의 쉴드 잭 총 추력은 12,000 kN 이며, 중절잭 총 추력은 10,000 kN으로 쉴드잭 대비 중절잭 추력의 비는 약 83%로 설정되어 있다. 후통부 중절잭의 반력인 Table 8의 합력을 그래프로 나타내었으며, Fig. 8과 같다.

Fig. 8에 대하여 비교 분석 결과, Case1 에서 Case2의 토사 암반 직선구간은 쉴드 잭의 하중 상승 값 만큼 일정 상승 분 만큼 상승하였으나, Case3 굴절시공시 중절잭에 전달 되는 하중은 곡선방향 내측부(Sharp curve inner radius) 보다 곡선방향 외측부(Sharp curve outer radius) 쪽에 전달 되는 하중이 더 큰것으로 나타난다. 굴절 시공시 쉴드잭 추력이 작용함에 따라 모멘트에 의해 발생하는 반력의 영향으로 외경쪽 하중은 작용 토압에 반력이 더해지고 내경은 작용 토압이 반대로 작용되어 외경과 내경의 중절잭에 전달되는 하중의 차이가 발생되는 것으로 판단되며, Fig. 9와 같이 나타 낼 수 있다.

또한 Fig. 8의 분석 결과, 1번, 10번, 5번, 6번 중절잭이 하중이 높게 나타났다. 이는 X type 쉴드의 전통부와 후통부의 핀 연결구조 형상으로 인하여 중절잭의 등간격 배치가 안되기 때문에 상부, 하부 쉴드잭의 하중이 가장 가까운 중절잭으로 전달 되어 하중 증가 요인으로 판단된다.

Fig. 8을 통하여 중절잭 전달 하중(최대889 kN)은 쉴드잭의 작용 추력(617.3 kN)보다 높게 나타내고 있다. 이는 쉴드TBM 장비 추진시 쉴드잭의 추력에 의해 중절잭에 전달 되는 하중으로써, 중절잭이 쉴드잭 대비 140%, 중절잭의 최대 용량 대비 12%여유 율로 쉴드 잭의 총 추력이 중절 잭으로 모두 전달 되어 중절 잭의 총 추력이 쉴드잭의 총 추력보다 커야 된다고 판단될 수 있다. 그러나 굴진시 쉴드잭에 의해 전달되는 하중이 중절잭의 작동압력보다 더큰 압력이 작용 되더라도 중절잭 유압배관 전･후단에 밸브가 차단되어 굴진되기 때문에 중절잭의 구조적 안정성만(Hoof Stress, Buckling) 확보 된다면 쉴드잭의 발생 추력 보다 낮아져도 굴진시에 중절잭이 뒤로 밀리거나 앞으로 당겨지는 현상에 대한 문제는 없을 것으로 판단된다. Fig. 10은 중절잭을 나타낸 것이며, 추력에 의해 전달되는 하중에 의해 내압이 증가됨에 따라 실린더 튜브의 원주응력(Hoof Stress)이 발생하는 모식도이다. 이는 전통부의 굴절에 필요한 하중 및 구조 안정성등만 고려된다면 쉴드잭 총추력이 증가하여도 중절잭의 추가설치 또는 용량증대의 필요성은 감소하므로 제작비용의 절감 및 내부공간 확보에 도움이 될 것으로 판단된다.

Fig. 11은 초기 구조물 형상에서 최종 구조물 형상까지에 대해여 형상변경을 반복하여 수행한 Hood부 응력 분포이다.

Fig. 11(a)는 초기 구조물 형상에 대한 응력 분포를 나타낸 것이며, Fig. 11(b)에서 나타난 바와 같이 리브R부에 대한 응력 집중이 보인다. 또한 쉴드잭 전달 하중에 의해 스킨 플레이트 외경의 응력 분포를 확인 할수 있다.

Fig. 11(b)는 리브의 응력집중 및 쉴드외경에 분포하는 응력 및 변형량을 줄이기 위한 형상변경에 대한 응력 분포를 나타낸 것이다. 리브의 응력집중은 감소한 것을 알 수 있으나 쉴드외경의 등가응력 감소는 미비한 것을 알 수 있다. 또한 원통구조상 중절잭의 외경 사이즈 및 조립구조상 리브의 길이방향 형상변경으로는 쉴드 외경의 응력분포 감소가 미비하다. 쉴드 내경의 두께를 키우게 되면 중량자체가 전체적으로 증가하여 지반침하의 위험성을 높이며, 장비제작 비용의 증가등 비효율 적일 것으로 판단되다. 이는 Fig. 11(a)와 (b)에 대하여 응력 분포 및 변형율 분석을 수행한 결과 쉴드 스킨플레이트의 두께 강성이 뒷받침 되지 못하여 원주방향에 대한 변형이 큰것으로 나타나며, 원통의 변위를 최대한 억제하는 구조 설계가 이루어 져야 한다.

Fig. 11(c)는 원주방향으로 리브를 보강한 응력 분포 및 변형량 이다. Fig. 11(b)의 길이 방향 보강보다 응력분포가 낮아짐을 알 수 있다. 이는 원주방향 보강부재에 하중을 전달 시켜 응력이 감소 됨을 알 수 있다.

Fig. 11(b)에 길이 방향으로의 보강은 우력을 통해 스킨 플레이트에 작용되는 하중을 줄여 응력 감소를 유도 하였지만 스킨 플레이트의 강성 부족 및 구조적 한계로 인해 적용이 어려우며, Fig. 11(c)에서 나타내어지는 바와 같이 원주방향으로의 보강은 실린더 체결리브 간의 변형 되려는 하중을 리브의 압축응력으로 전환되어 원주방향의 변형을 잘 억제 할수 있음을 알 수 있었다.

Fig. 12(a)는 중절잭 실린더의 하중 작용 개략도 이며, (b) 는 리브 보강후 응력분포 변화를 나타내고 있다.

5. 결 론

쉴드 TBM장비의 급곡선 시공을 위해서는 중절잭의 적용이 필수적이며, 장비의 구조 변경에 따른 검토가 수행 되어야 한다. 따라서 본 연구에서는 중절잭이 적용된 쉴드TBM 장비에 추력이 작용 하였을 때에 스킨플레이트의 안전성에 대한 검토를 수행하였다. 추력인자를 도출하기 위해 풍화토의 지반 물성치를 적용 하고, 중절장치 가 적용된 3.5 m급 쉴드 장비에 대하여 수치해석을 수행하였으며 그 결과에 대해 요약정리 하면 다음과 같다.

1.후통부에 대한 case3의 수치해석 결과 중절잭에 전달 되는 하중을 알 수있었으며, 급곡선 시공시 곡선 방향을 중심으로 내측부의 중절잭보다 외측부의 중절잭이 더 큰 하중이 작용함을 알 수 있었다. 이에 대한 분석 결과 굴절된 각에 따라 작용하는 분력에 의해 모멘트가 발생 하게 되면 그에 따른 우력에 의해 내측부에 작용하는 하중은 감소하게 되고 외측부의 하중은 증가되는 것으로 판단된다. 중절잭의 구조적인 안정성만 확보 된다면 전･후단의 유압배관 차단으로 인해 실린더의 내압의 증가만 있을 뿐 스토로크의 변화는 없을것으로 판단되며, 전통부의 굴절 및 여굴 확보에 대한 추력이 확보되었을 경우 추가 적인 중절잭의 설치 또는 용량 증대의 필요성은 감소하므로 중절잭의 추가 제작 비용 절감 및 쉴드 내부 공간 확보에 유리할 것으로 판단된다.

2.중절잭 하중에 의한 스킨 플레이트의 수치해석 결과, 스킨플레이트의 구조적 안정성에 영향을 미치는 중절잭의 하중은 전통부의 러그를 통해 스킨 플레이트에 전달된다. 그로 인해 응력이 스킨플레이트 외경에 발생 하였으며, 길이 방향에 대한 보강은 쉴드 TBM내부 구조의 한계 및 응력분산의 미비로 소재의 항복강도 이하까지 보강이 어려웠으며, 원주방향으로 보강은 같은 중량수준의 리브 보강으로 스킨플레이트에 발생하는 응력을 잘 억제한 것을 알수 있었다. 이는 추후 복잡한 TBM 내부구조 설계시 제작 및 중량 감소에 효과를 볼 수 있다고 판단된다.

본 연구를 통하여 굴절 시공시 중절잭의 하중 경향 및 스킨 플레이트의 보강 방법을 알 수 있었다. 추후 커터헤드의 회전력과 그리퍼 잭이 복합적으로 미치는 영향성 분석에 대한 연구가 필요 할 것으로 판단되며, 이 연구는 국내 급곡선 시공 및 TBM 시공 기술 향상에 기여 할 수 있을 것으로 판단된다.