1. 서 론
2. 이론적 배경
2.1 개 요
2.2 팽창구조체 이론 및 설계요소
2.3 팽창구조체에 작용하는 압력
3. 급속차폐 자동화 시스템 실험 장비
3.1 개 요
3.2 실험장비 개발
3.3 실험 방법
3.4 실험 결과
4. 결론 및 제언
1. 서 론
우리나라는 3면이 바다로 이루어져 있으며 국토가 좁아 건물과 교량을 건설하는데 불리한 조건을 가지고 있다. 이러한 불리함을 해결하기 위해 최근 지하공간의 건설이 이루어지고 있으며 과거 교량건설을 통한 이동수단을 터널시공으로 대체하고 있다. 그러나 우리나라는 해외 선진국인 노르웨이, 일본, 영국, 미국 등의 기술에 비해 많이 부족한 실정이다. 국내에는 아직 해저터널의 건설 및 연구가 매우 부족할 뿐만 아니라 해저터널에 관련된 방수 대책 연구와 방재에 대한 해저터널 시설물에 관련된 연구는 부족하다. 이를 보완하기 위해 최근 범국가간의 교류 및 협력 증대를 위해 중국 또는 일본 등 아시아를 연결하는 접근성 확보에 해저터널이 매우 중요하기 때문에 정부를 중심으로 해저터널 관련 기술개발을 추진하고 있다(Yoo et al., 2016).
또한, 해저터널의 시공기술 뿐만 아니라 시공 중 돌발용수 및 홍수나 테러공격에 대비하기 위한 안전시스템이 중요하며 큰 직경 도관과 터널의 긴급 보수 또는 환경 복원을 할 경우에는 액체 또는 기체의 흐름을 방지하기 위한 차폐가 필요하다(Barbero et al., 2013).
특히 돌발용수 발생시 팽창 구조체를 이용하여 돌발용수를 차단하는 Inflater tunnel plug, 지하철 Tunnel plug에 대한 연구가 진행중이다(Kenyon, 2012). 해저터널의 사고 사례를 보면 1979년 일본의 세이칸 해저터널 시공 시 침수사고가 발생하여 수십명의 인명 피해와 공사비, 공사기간 증가 발생 사례가 있으며 국내의 경우 한강 지하철 공사 시 집중호우로 인한 터널 침수 피해가 여러번 발생한 사례가 있다.
하저터널 내의 수방시설인 방수로, 수문 등 유입수 처리 시설이 설비되어 있지만 많은 양의 해수 또는 지하수 유입 시 한계가 있으며 수문의 경우 차단하는 시간이 비교적 느리기 때문에 조금 더 피해를 최소화 할 수 있고 경제적인 차폐 설비의 개발이 필요하다(Kim et al., 2003).
따라서 본 논문은 돌발용수를 수문보다 신속하게 차폐하고 기존 차폐 시설 대비 공사비 절감이 될 수 있는 팽창구조체의 차폐시스템에 대한 모형실험을 통하여 자동화 차폐시스템의 실험적 검증 연구이다.
2. 이론적 배경
2.1 개 요
해저터널 시공 시 갑작스럽게 해수가 유입하게 되면 일반 터널의 지하수의 유입과는 다르게 무한정 존재하고 있는 해수가 유입하게 되어 대형 사고로 이어질 수 있기 때문에 돌발용수 제어 및 관리 방안은 매우 중요하다(Shin et al., 2015). 현재 터널의 돌발용수 및 여러 사고의 대비책으로 방수문을 설치하여 사용되고 있지만 돌발용수에 대한 방수(차수)성능 검증이 전무한 상태이며, 급속히 차폐시키는데 어려움과 제한이 있는 단점이 있다. 하지만 팽창구조체를 이용한 급속차페 시스템은 팽창하기 전에는 아주 작은 부피로 저장되어있으며 유연성 및 경량성의 특징이 있다. 그러므로 팽창구조체는 급작스러운 돌발용수 유입 시 신속하게 공기가 주입되어 터널 내부를 완전 차폐하여 돌발용수를 저지하며 터널형상에 따라 차폐가 가능하다. 또한 팽창구조체 내 압력은 전체적인 팽창구조체에 필요로 하는 구조적 지지를 제공한다. 그러므로 팽창구조체의 차폐능력은 형상과 팽창되는 압력이 중요하기 때문에 팽창구조체뿐만 아니라 내부 압력유지도 중요하다.
2.2 팽창구조체 이론 및 설계요소
팽창구조체의 터널 내 개략도는 Fig. 1과 같다. 해저 터널의 팽창구조체에 대한 이론은 박막이론(Membrane theory)을 적용하였다. 박막이론이란 셀의 면내의 직응력과 전단력만으로 저항하고 휨저항을 무시한 해석이론이다(Molina Pombo, 2008). 팽창구조체에 사용될 섬유의 인장강도는 단위길이 당 힘으로 다음 식 (1)과 같다.
| $$\sigma^\ast=\sigma t$$ | (1) |
여기서, 𝜎는 strength/area이고, t는 fabric thinkness이다.
팽창구조체는 Fig. 2와 같이 원통부와 구면부로 구분하며 역학적 검토를 실시한다.
Fig. 2(a)는 원통부에서 종방향으로의 응력에 대한 검토이며, 식 (2)는 방향별 접선응력(hoop stress, 𝜎h)을 표현하였다.
| $$\sigma_h=\frac{P_{in}r}t$$ | (2) |
Fig. 2(b)의 경우 원통부에서 횡방향으로의 응력에 대한 검토이며 각 방향별 단면응력(sectional stress, 𝜎a)을 정리하면 식 (3)과 같다.
| $$\sigma_a=\frac{P_{in}r}{2t}$$ | (3) |
여기서, Pin는 팽창구조체 내부 압력이고, r은 팽창구조체의 반경, 그리고 t는 팽창구조체의 두께이다. 구면부의 경우 Fig. 2(c)와 같이 반경방향의 응력에 대하여 검토되어야 하며 이에 대한 반경응력(radial stress, 𝜎r)은 원통부 단면응력과 동일한 크기로 식 (4)와 같다.
| $$\sigma_r=\sigma_a=\frac{P_{in}r}{2t}$$ | (4) |
원통부의 경우 종방향과 횡방향, 구면부일 경우의 반경방향에 대한 고려를 통해 정리하면 섬유(fabric)의 인장강도의 범위는 다음과 같다.
| $$\frac{P_{in}r}{2t}\leq\sigma^\ast\leq P_{in}r$$ | (5) |
그러나 팽창구조체가 터널 내에서는 원통부가 라이닝에 구속되어 터널 벽체와 평행을 이루게 되므로 식 (6)과 같이 구면부 반경응력(radial stress)만 고려하여 설계하는 것이 합리적이다.
| $$\sigma_r^\ast=\frac{P_{in}r}{2t}$$ | (6) |
여기서, 𝜎*는 팽창섬유구조체의 섬유(fabric) 인장강도이다.
2.3 팽창구조체에 작용하는 압력
팽창구조체의 설계요소에 대한 압력 체계에서 Pr은 수압(Pw), 터널에 가해지는 공기압은 Pa, 팽창구조체와 터널벽체와의 마찰력은 Ff, 팽창구조체의 팽창압은 Pin, 팽창구조체의 등가반경은 req이다(Fig. 3).
팽창구조체와 터널벽체와 단위길이 당 마찰력(Ff)을 팽창구조체의 설계 팽창압(Pdesign)과 팽창구조체와 터널벽체와의 마찰계수(𝜇)를 사용하여 식 (7)로 예측 및 계산할 수 있다. 마찰계수는 팽창구조체의 재질과 터널벽체의 조도에 따라 많은 영향을 받으므로 매우 중요한 설계요소이며, 시공 시 마찰면의 보강방안을 결정하기 때문에 재료 및 모형실험 등을 통한 많은 연구가 필요하다.
| $$F_f=2\pi r_{eq}\mu P_{design}$$ | (7) |
같은 방법으로 팽창구조물의 설계 시 만족하여야 할 팽창구조체 재료의 강도조건과 팽창구조체를 설치해야 할 길이조건을 제시하면 식 (8)과 식 (9)와 같다.
| $$\sigma_T^\ast>\frac{{\mathrm P}_\mathrm{design}{\mathrm r}_\mathrm{eq}}2\;\mathrm{또는}\;{\mathrm P}_\mathrm{design}<\frac{2\mathrm\sigma_\mathrm T^\ast}{{\mathrm r}_\mathrm{eq}}$$ | (8) |
| $$L<\frac{r_{eq}}{2\mu}$$ | (9) |
여기서, 식 (9)의 L의 경우 팽창섬유구조체와 터널과 접촉면의 평균길이이며 𝜇의 경우 팽창섬유구조체와 터널벽체와의 마찰계수이다. 위와 같이 이론적으로 팽창구조체의 설계 팽창압(Pdesign)이 매우 중요한 설계 요소이며 터널의 크기에 따라 팽창구조체의 구면부의 섬유재료에 가해지는 인장응력이 커지기 때문에 터널의 반경(r)의 경우도 매우 중요한 설계요소라고 볼 수 있다. 따라서 팽창구조체의 설계요소는 우선 팽창구조체와 터널벽체와의 마찰계수(𝜇), 설계 팽창압(Pdesign), 터널의 반경(r) 등이 있다.
3. 급속차폐 자동화 시스템 실험 장비
3.1 개 요
급속차폐 자동화 시스템의 팽창구조체는 가벼운 소재로 이동성이 용이하며, 방수문대비 1/10으로 공사비 절약으로 경제성 확보가 가능하다. 또한 돌발용수로 인한 침수 사고 시 팽창구조체가 팽창하며 급속차폐를 하므로 대피시간 확보로 인한 인적 및 물적 자원 등을 보호 할 수 있다.
실대형 실험을 하기에는 시간과 비용 측면에서 매우 어려움이 있다. 따라서 Scale factor를 고려하여 축소율을 적용한 실내 실험을 통한 운영조건에 따른 급속차폐 설치 시스템 거동에 대한 분석이 필요하다.
본 연구에서는 급속차폐설치 시스템 거동에 대한 연구를 수행하기 위해 모형 터널을 제작하고 팽창구조체를 모형 터널 내 보관소에 보관한 후 돌발용수 발생 시 자동 팽창하여 공기압 및 팽창시간에 따른 단위시간당 누수량, 수압을 분석하는 실험을 실시하였다.
3.2 실험장비 개발
Yoo et al. (2016)에 의하면 Shield TBM 공법으로 건설된 철도 터널 직경 평균은 8.4 m, 지하철 터널 직경 평균은 7.7 m로 평균적인 터널의 직경은 약 8 m인 것으로 조사하였다. 이를 토대로 Table 1과 같이 축소율 40:1로 토조 내에 시각적으로 확인하기 쉽게 반원터널(200 mm)형상을 제작하였고 반원터널 상부에 팽창구조체를 설치할 수 있게 사각형의 Box를 제작하였다.
Table 1. Experimental conditions
| Inflater | Air pressure | Expansion speed | Sandbox size | Tunnel size | Scale |
| Semicircle 200 mm | 0.10 bar 0.15 bar | 10 sec 20 sec | 1500 mm × 300 mm × 1100 mm | Semicircle 200 mm | 40:1 |
Fig. 4는 전체적인 모형실험장치를 나타내고 있으며, 돌발용수를 모사하기 위해 (1) Water tank를 설치하였고 팽창구조체에 공기를 주입하기 위해 (2) Air pressure control box를 설치하여 소정의 압력을 유지시켰다. 또한 팽창구조체를 보관하기 위하여 (3) Expansion storage를 설치하였으며 수압 및 누수량을 측정하기 위해 (4) Water pressure gauge 및 (5) Leakage measurement system을 설치하였다. 마지막으로 데이터를 저장 할수있게 (6) Datalogger를 설치하였다.
Fig. 5는 실험에 사용된 팽창구조체로 소재는 연질 PVC로 제작하고 외피는 나일론 재질섬유로 설계하여 제작하였다.
3.3 실험 방법
본 모형실험은 운영조건에 따른 급속차폐설치 시스템 거동에 대한 연구를 위한 문제점 연구로 Table 2와 같이 4가지 Case로 팽창구조체에 0.1 bar, 0.15 bar의 공기압 및 팽창시간(10 sec, 20 sec)에 따른 비교 실험을 실시하였다.
Table 2. Test cases
| Case | Air pressure (bar) | Expansion speed (sec) |
| 1 | 0.15 | 10 |
| 2 | 0.15 | 20 |
| 3 | 0.10 | 10 |
| 4 | 0.10 | 20 |
본 급속차폐 자동화 시스템은 모형실험에서 돌발용수를 모사하기 위해 모형터널과의 수두차가 200 cm인 가로, 세로, 높이 50 cm의 정사각형 아크릴 수조에 물을 채웠다. 돌발용수 발생 시 모형터널 하단에 설치된 누수측정 센서에 누수가 확인되면 팽창구조체가 자동 팽창하게 되어 터널을 차폐하여 돌발용수를 제어하게 된다.
팽창구조체에 Air pressure control box를 연결하여 0.1 bar, 0.15 bar의 소정의 공기 압을 유지 시켜주었고 각각의 공기압에 따른 팽창구조체의 팽창속도를 10 sec, 20 sec로 설정하여 진행하였다. 속도를 다르게 하여 빠르게 팽창하고 느리게 팽창된 구조체를 비교하여 더 효과적인 차폐를 비교하였다. 팽창구조체가 팽창하여 터널을 차폐하고 막장면쪽 수압을 Water pressure gauge, 누수량을 Leakage measurement system을 통하여 수압 및 누수량을 측정하였고 실험은 팽창구조체가 완전팽창하여 수압이 일정하게 유지될 때 까지 진행하였다.
Fig. 6은 돌발용수가 발생하기 전 보관소에 보관되어 있는 모습과 돌발용수 발생하여 팽창구조체가 팽창하여 돌발용수를 제어하는 모습을 나타내고 있다.
3.4 실험 결과
Fig. 7은 팽창구조체 내부공기압을 0.1 bar, 0.15 bar 및 팽창구조체 팽창시간 10 sec, 20 sec에 따른 돌발용수가 발생한 직후부터 팽창구조체가 돌발용수를 제어하는 시간당 누수량 그래프이다.
팽창속도가 10 sec인 (1), (3)case는 약 10 sec정도부터 돌발용수를 제어하여 그래프가 완만하게 변화된 모습을 보이며, 팽창구조체 전면인 막장에 돌발용수가 가득찰 때인 약 40 sec정도부터 그래프가 갑자기 증가 됨이 나타나며 막장면에 돌발용수가 가득차 누수가 가속되고 있다.
팽창속도가 20 sec인 (2), (4)case는 약 20 sec정도부터 돌발용수를 제어하여 누수량이 줄어든 모습을 보이며, 팽창구조체 전면인 막장에 돌발용수가 가득찰 때인 약 60 sec정도부터 막장면에 돌발용수가 가득차 누수가 가속되고 있다.
Fig. 8은 팽창구조체 내부공기압을 0.1 bar, 0.15 bar 및 팽창구조체 팽창시간 10 sec, 20 sec에 따른 돌발용수가 발생한 직후부터 팽창구조체가 돌발용수를 제어하며 막장면에 발생하는 시간당 수압 그래프이다.
팽창속도가 10 sec인 (1), (3)case는 약 10 sec정도부터 돌발용수를 제어하여 수압이 서서히 증가하는 모습을 보이며, 팽창구조체 전면인 막장에 돌발용수가 가득찰 때인 약 40 sec정도부터 막장면에 돌발용수가 가득차 누수가 진행되어 수압은 일정하게 유지되고 있다.
팽창속도가 20 sec인 (2), (4)case는 약 20 sec정도부터 돌발용수를 제어하여 수압이 서서히 증가하는 모습을 보이며, 팽창구조체 전면인 막장에 돌발용수가 가득찰 때인 약 60 sec정도부터 막장면에 돌발용수가 가득차 누수가 진행되어 수압은 일정하게 유지되고 있다. 2 m의 수두차로 인해 최고 수압이 0.2 bar로 각 팽창압 별 압력과 최고 수압을 퍼센트로 나타내었다. 팽창압이 0.15 bar인 10 sec의 (1)case은 최고수압 대비 약87%이며 20 sec인 (2)case는 최고수압 대비 75%이다. 또한 팽창압이 0.10 bar인 10 sec의 (3)case은 최고 수압 대비 약71%이며 20 sec인 (4)case는 최고수압 대비 75%로 나타났다.
Fig. 9는 팽창구조체 내부공기압을 0.1 bar, 0.15 bar 및 팽창구조체 팽창시간 10 sec, 20 sec에 따른 돌발용수가 발생한 직후부터 팽창구조체가 Table 3과 같이 불완전한 팽창으로 인하여 돌발용수를 제어하지 못하는 누수량 그래프이다.
Table 3. protection effectiveness according to expansion shape
| Classification | A | B | C | D |
|
Protection effectiveness | Over 90% | About 80% | About 60% | About 60% |
| Expansion shape | .jpg) | .jpg) | .jpg) | .jpg) |
|
Water pressure (bar) | 0.15 bar | 0.15 bar | 0.10 bar | 0.1 bar |
| Time (sec) | 20 sec | 10 sec | 20 sec | 10 sec |
팽창속도가 10 sec인 (1), (3)case는 Table 3(B, D)와 같이 불완전한 팽창을 하여 돌발용수를 제어하지 못하여 누수량은 지속적으로 증가하고 있다.
팽창속도가 20 sec인 (2), (4)case는 Table 3(A)와 같이 불완전한 팽창을 하였지만 모형터널을 90%이상 차폐하여 유입수를 제어하여 앞선 실험과 비슷한 결과를 보이며, (4)case는 Table 3(C)와 같이 불완전한 팽창을 하여 돌발용수를 제어하지 못하여 누수량은 지속적으로 증가하고 있다.
Fig. 10은 팽창구조체 내부공기압을 0.1 bar, 0.15 bar 및 팽창구조체 팽창시간 10 sec, 20 sec에 따른 돌발용수가 발생한 직후부터 팽창구조체가 Table 3과 같이 불완전한 팽창으로 인하여 돌발용수를 제어하지 못하는 수압 그래프이다.
팽창속도가 10 sec인 (1)case는 Table 3(B)와 같이 비스듬한 불완전한 팽창을 하였지만 차폐율은 약 80%으로 막장면에 돌발용수가 가득차며 수압이 올라가며 (3)case는 불완전한 팽창으로 돌발용수를 하나도 제어하지 못하고 그대로 누수되어 수압이 발생하지 않은 모습니다.
팽창속도가 20 sec인 (2)case는 Table 3(A)와 같이 불완전한 팽창을 하였지만 모형터널을 90%이상 차폐하여 유입수를 제어하여 막장면에 걸리는 수압은 약 0.2 bar까지 올라가며, (4)case는 불완전한 팽창을 하여 돌발용수를 제어하지 못하고 그대로 누수되어 수압이 발생하지 않는 모습이다.
Fig. 10의 그래프에서 2 m의 수두차로 인한 최고 수압은 0.2 bar로 시간당 0.15 bar의 불완전한 팽창을 한 팽창압과 최고수압의 퍼센트를 나타내었다. (1)case의 경우 최고 수압대비 80%이며 (2)case는 82%로 나타났으며 (3), (4)case의 경우 수압의 변화가 발생하지 않았다.
위의 결과를 보면 팽창구조체가 완벽하게 팽창한다는 가정조건에서는 팽창구조체의 내부공기압이 높을수록 팽창속도가 빠를수록 더욱더 효과적인 것으로 나타났다.
4. 결론 및 제언
본 연구는 터널 시공 및 해저터널에 지하수 및 해수로 인한 돌발용수 발생 시 유입수에 대한 인명피해, 물적피해, 공사비용, 공기 등에 피해를 최소화 하기 위한 방지대책으로 터널 내부에 팽창구조체를 설치하여 돌발용수 유입 시 자동으로 유입수를 감지해 팽창구조체에 공기를 주입하여 유입수를 차폐하는 자동화 시스템에 대한 검증실험이며, 결론은 다음과 같다.
1.팽창구조체 내부공기압이 0.10 bar일 때는 최고 수압대비 평균 약 73%차폐하며 0.15 bar일 때 평균 약 81%로 유입수를 제어하나 효율적인 측면에서는 0.15 bar에 비해 다소 떨어지는 것으로 나타났으며, 이는 팽창구조체 내부공기압이 크면 클수록 차폐효율은 좋아지게 된다. 향후 팽창구조체 내피강도에 대한 추가 연구를 진행하여 높은 공기압을 견딜수 있도록 하며, 팽창구조체제작시 터널 크기보다 할증을 주어 불완전한 팽창에 대비해야 할 것이다.
2.팽창구조체의 불완전한 팽창으로 인한 Table 3과 같이 터널을 확실하게 차폐하지 못하여 돌발용수를 제어하지 못하였다. 이는 축소모형에 따른 팽창구조체의 무게가 가벼워 자리를 잡지 못한 이유이기도 하다. 향후 실대형 모형으로 추가적인 연구의 진행이 필요하며, 추가적으로 팽창구조체 보관법, 원활한 팽창을 유도하는 유도체 및 팽창 후 이동을 억제하는 터널 차폐 시스템(등록특허 10-1745281) 쐐기형식의 구조물에 대한 추가적인 연구가 진행되어야 할 것이다.
이상 본 연구결과는 해저터널 차폐시설인 팽창구조체의 설계 및 기술개발 향상에 매우 유용하게 활용될 것이다.
