1. 서 론
2. 이론적 배경
2.1 병렬터널의 판정기준
2.2 병렬터널 필라부의 응력
3. 터널모형 실험
3.1 실험과정 및 방법
3.2 모형 터널
3.3 필라부 보강재
3.4 모형 지반
4. 모형실험결과 및 분석
4.1 하중-변위 곡선 분석
4.2 PIV 기법을 이용한 분석
5. 결 론
1. 서 론
최근 산업사회의 발달과 경제발전, 대도시 인구 밀집 등 여러 가지 요인으로 인하여 교통량이 기하급수적으로 증가하고 있으며, 특히 도심지에서는 상습적으로 정체구간이 발생하여 차량들을 원활하게 소통시키는데 많은 어려움이 있다. 이에 대한 대책으로 기존 도로를 확충하거나 신설터널을 건설하는 등의 많은 투자가 이루어지고 있으나 도심지에서는 환경적 영향과 공간적 제약, 진동 및 소음으로 인한 민원 등 여러 가지 문제로 인하여 상습 정체구간 해소에 많은 제약이 존재하게 된다.
이러한 문제들을 해결코자 대규모 지하 공간 개발에 대한 관심이 급증하고 있으며 교통 체증 해소와 지상 공간 확보를 위한 도심지 터널의 건설이 증가하고 있다. 특히, 터널 건설에 따른 부작용 중 도심지 용지 매입제한과 터널 주변의 민원발생 및 자연환경 훼손을 최소화하기 위하여 저토피나 연약지반에서 터널과 터널사이의 이격거리가 상당히 근접하여 나란한 형태로 된 특히 갱구부에서는 터널간 간격이 수십cm에 불과한 초근접 병렬터널이 건설되는 경우가 발생하고 있다. 근접 또는 초근접 병렬터널의 경우 필라부에 응력이 집중되고 필라부 이격거리가 좁아질수록 응력집중은 더 커진다. 이러한 응력집중은 터널의 파괴를 불러올 수 있으므로 필라부와 터널의 안정성을 확보하기 위한 최적의 필라부 보강방법이 필요하다(Baek et al., 1993; Lim et al., 1994; Kim, 1997; Yoo et al., 1997; Kim and Park, 2004; Jeon, 2017).
국내에서는 병렬터널의 필라부를 슬롯드릴링 등의 천공공이 연결되어 필라부 원래 강도를 유지하게 하고 터널 내에서는 숏크리트 타설 시 철근 또는 강연선을 배근하여 1차 지보재인 숏크리트의 강성을 증가시키는 방법과 필라부에 구속압을 증가시켜 필라부 전단강도를 유동함으로써 안정을 도모하는 방법을 이용하여 보강하여 왔다. 하지만 이 방법들은 슬롯드릴링에 과도한 시간이 필요하고 슬롯드릴링 천공 시 선행터널 보강재를 손상시킬 수 있으며 특히, 암질이 좋지 않거나 토사 지반에서 터널링이 수행되는 경우 필라부의 강도가 작아 필라부를 철근 또는 강연선 보강하는 것으로는 충분한 안전을 확보하지 못하는 문제가 있다. 또한, 필라폭이 극단적으로 가까운 초근접 병렬터널의 경우 기존 보강공법으로는 필라부 구속압 증가를 무한히 할 수 없다는 단점을 가지고 있다. 따라서 터널 간 간격이 수십cm에 불과한 초근접 병렬터널을 암질이 좋지 않은 지반 또는 토사지반에 건설 시 필라부를 보강할 수 있는 새로운 공법이 필요하다.
본 연구에서는 실내터널모형실험을 수행하여 토사지반에서 건설되는 초근접 병렬터널의 필라부를 강관으로 보강하는 새로운 공법의 보강효과를 파악하고자 하였다. 모형실험은 필라부를 새롭게 제안하는 강관 보강하는 케이스와 기존의 강연선 보강 케이스로 구분하여 수행하였다. 모형실험을 수행함에 있어 먼저 대상 단면의 축소율을 결정하고 현장에 적용되는 터널단면을 축소하였다. 실험의 목적에 맞게 모형지반과 보강재를 결정한 후 시험체를 제작하였다. 모형실험을 수행 후 하중-변위 분석, PIV 기법을 이용한 분석을 통하여 터널 및 필라부 상부 변형, 지반 변형, 파괴하중 등 필라부 강관 보강과 강연선 보강공법의 거동 차이를 검토하였다.
2. 이론적 배경
2.1 병렬터널의 판정기준
병렬터널 사이의 이격거리는 터널 폭(D)과 필라 폭(WP)에 의하여 표현되고(Fig. 1), 필라부의 폭과 강도는 병렬터널의 안정성을 평가하는 중요한 지표이다. 병렬터널 간 중심에서 중심간 간격과 필라 폭에 대하여 Baek et al. (1993)은 천단침하 및 상호 간섭효과가 터널 이격거리(WP)의 증가에 따라 감소하여 2D 부근에서 수렴한다고 언급한 바 있다. Lim et al. (1994)은 필라 폭이 1D 이하인 경우 응력집중(stress concentration)이 현저하게 증가한다고 하였으며, Kim (1997)은 터널 간 이격거리가 2D에서 1D로 감소할 때 간섭체적비가 급격히 증가함을 이유로 양 터널사이의 최소 이격거리를 2D로 제안한 바 있다. Yoo et al. (1997)은 필라폭이 2D 이상일 경우 두 터널이 독립적으로 거동하며, 2D 이하일 경우 2차 터널의 영향이 1차 터널 측벽부에 많은 영향을 미치므로 지반이 불량할 경우 필라부의 보강이 필요하다고 보고한 바 있다. Jeon (2017)은 WP ≤ 2.0D일 경우를 근접 병렬터널로 정의한 바 있다. Table 1에는 국내 근접 병렬터널에 적용된 최소 필라폭(WP,min)과 평균 터널폭(Dave) 그리고 필라폭과 터널폭 비(WP/D)를 나타내었다.
Table 1.
Pillar & tunnel width (WP & D) and ratio of pillar & tunnel width (WP/D) in the design of very near parallel tunnel in Korean (Jeon, 2017)
| Site | Jungjukdo | Honjimoon | Sanbok | Seoul Metro | Seokjeong | Bundang subway |
|
Pillar width (WP, m) | 3.9 | 5.0 | 4.5 | 1.4 | 2.0 | 2.5 |
|
Tunnel width (D, m) | 13.2 | 14.5 | 10.2 | 6.1 | 7.5 | 10.4 |
| WP/D | 0.30 | 0.34 | 0.44 | 0.23 | 0.27 | 0.24 |
2.2 병렬터널 필라부의 응력
병렬터널 사이에서는 응력장이 겹치게 되어 상호간섭 효과가 발생하고, 겹쳐진 응력장의 영향으로 두 터널 사이의 지반에 응력이 집중되며 그 크기는 필라폭에 따라 결정된다. Hoek and Brown (1980)은 두 터널 간 거리가 근접하여 터널 사이의 필라폭이 좁아질수록 필라에 작용하는 평균 연직응력(𝜎p)이 증가하고 접선응력과 평균 연직응력 비(𝜎b/𝜎p)가 감소한다고 보고한 바 있다. 터널의 직경(D)와 필라폭(WP) 비의 변화에 따른 필라에 작용하는 응력의 집중양상을 Fig. 2에 나타내었다.
Fig. 2
Stress concentration between twin tunnels according to distance ratio (Obert and Duvall, 1967)
3. 터널모형 실험
3.1 실험과정 및 방법
실험장치는 100 kN의 하중을 재하할 수 있는 기계식 잭과 프레임, 전자제어장치 등으로 구성되어 있다. 기계식 잭의 하부에는 터널 실험체가 위치하며 실험체로의 하중은 분당 1 mm의 변위제어방식으로 재하된다. 실험체는 상재하중에 따른 지반거동을 모사하고 초근접 병렬터널 필라부 보강에 따른 보강효과를 확인할 수 있도록 폭 600 mm, 높이 600 mm, 폭 100 mm를 가지는 모형 토조에서 제작하였다. 모형 토조는 좌 ‧ 우 고정이 가능한 프레임과 후면의 스틸로 제작되었다. 전면은 PC 판넬로 구성되어 영상계측이 가능하도록 하였다(Fig. 3(a)).
모형 병렬터널의 필라부는 보강재(강관 또는 강연선)로 연결 후 모형 토조 중심부에 위치시켰다. 모형 병렬터널 단면의 경우 1/100 상사율을 적용하여 폭 110 mm, 높이 80 mm 크기로 제작하였다. 필라부 이격거리는 상사율 고려 시 최초 15 mm로 산정되었다. 하지만 모형 실험에서 필라부 간격이 과도하게 근접하는 경우 실험기 상부에서 재하되는 하중이 필라부에 작용하지 않을 수 있으므로 일반적으로 병렬 터널의 필라부 타이볼트 체결 시 최대 터널직경의 0.5D까지 허용되는 것을 고려하여 모형실험 필라부 거리는 모형터널 폭(D) 110 mm의 약 1/2 수준인 50 mm로 설정하였다. 터널 측부에서 모형실험장치의 좌 ‧ 우측 경계부까지의 거리는 165 mm, 터널 천단부와 하단부에서 모형실험기의 상 ‧ 하측 경계부까지의 거리는 260 mm이다(Fig. 3(b)). 실제 현장에 적용되는 터널과 본 실내실험에서 사용한 모형터널의 제원과 필라부 이격거리는 Table 2에 나타내었다.
Table 2.
Height, width, and thickness of prototype & model tunnel, pillar distance, and scale factor
| Prototype | Model |
Pillar width |
Scale factor | ||||
|
Height (mm) |
Width (mm) |
Thickness (mm) |
Height (mm) |
Width (mm) |
Thickness (mm) | ||
| 8,000 | 11,000 | 2,655 | 80 | 110 | 4 | 50 | 1/100 |
3.2 모형 터널
모형 병렬터널은 3D 프린터를 이용하여 제작하였다. 모형터널의 두께는 1/100 상사율, 현장 및 모형터널의 단면 2차모멘트(식 (1)), 현장 및 3D 프린터 재료의 탄성계수를 고려한 휨강성 상사를 수행하여 결정하였다.
본 연구대상의 병렬터널이 현장에서 적용되었을 때의 개요도를 Fig. 4에 나타내었다. 터널 숏크리트 상부에는 길이 12 m (= 12,000 mm)의 강관 그라우트(steel pipe reinforced by grout) 혼합재가 12º 경사를 유지한 채 Fig. 4의 화살표 방향으로 보강된다. 대상현장 병렬터널의 숏크리트와 강관그라우트 보강재의 두께는 총 2.655 m (= 2,655 mm)이다.
현장터널의 실제두께를 모형터널의 두께를 휨강성 상사하기 위해서는 현장 터널의 탄성계수(elastic modulus, E)가 필요하다. 하지만 터널두께에 해당하는 부분에는 숏크리트, 강관그라우트 혼합보강재, 지반이 포함되어 있으므로 각 구성별 탄성계수와 면적을 모두 고려한 등가탄성계수를 산정해야만 한다. 여기서 강관, 그라우트재, 지반(풍화토), 숏크리트의 탄성계수는 각각 200,000 MPa, 4,905 MPa, 480 MPa, 15,000 MPa로 설정하였고(Table 3), 대상현장 터널의 숏크리트, 강관그라우팅 보강재, 지반의 복합물성 등가탄성계수는 1,734 MPa로 산정하였다.
Table 3.
Elastic modulus of steel pipe, grout meterial, soil, shotcrete, composites material, and pillar reinforcements
| Item | Steel pipe |
Grout material | Soil | Shotcrete |
Composites materiala) | Reinforcement (pillar) | |
| Steel pipe | Steel wire | ||||||
|
Elastic modulus (MPa) | 200,000 | 4,905 | 480 | 15,000 | 1,734 | 210,000 | |
모형 터널 제작 시 3D 프린터에 사용한 필라멘트 재료는 Poly Lactic Acid (PLA)로 재료의 탄성계수는 3,500 MPa이다. 앞서 산정한 현장터널 숏크리트, 강관그라우팅 보강재, 지반의 복합물성 등가탄성계수와 필라멘트 재료의 탄성계수(EM), 1/100 상사율을 고려하여 휨강성 상사를 수행하였고 모형터널의 두께는 4 mm로 결정하였다.
여기서, 는 단면 2차모멘트(mm4), 는 터널단면의 폭(mm), 는 터널단면의 높이(mm)이다.
3.3 필라부 보강재
필라부를 보강하기 위하여 사용되는 재료(강관 및 강연선)의 직경 또한 1/100 상사율, 단면 2차 모멘트(식 (2)), 재료의 탄성계수를 고려한 휨강성 상사를 수행하여 결정하였다. 현장 병렬터널 필라부 보강에 적용되는 강관과 강연선의 직경은 각각 114.3 mm, 15.2 mm이고 탄성계수는 210,000 MPa이다. 본 연구에서는 모형 강관 및 강연선의 재료를 현장과 동일한 탄성계수를 가지는 강철로 하여 휨강성 상사를 수행하였고 모형강관 및 강연선의 직경을 4 mm, 1 mm로 각각 결정하였다. 본 터널실험에서 사용한 모형병렬터널, 모형강관 및 강연선과 터널에 설치된 모습을 Fig. 5에 나타내었다.
여기서, 는 단면 2차모멘트(mm4), 는 필라부 보강재(강관, 강연선)의 직경(mm)이다.
모형병렬터널에 삽입되는 모형강관과 모형강연선의 보강이격거리는 실제 현장에서 시공될 이격거리(1,000 mm)에 1/100 상사비를 적용하여 결정하였다. 현장터널의 설계단계에서 강관은 터널의 중간부에 설치되는 것으로 계획되어 있다. 강연선은 상 ‧ 하 1 m 간격으로 설치된다고 설정하였다. 이러한 점에 기반하여 본 연구에서는 모형강관은 터널 바닥부로부터 40 mm 상부에 10 mm 간격으로 총 9공 보강하였고, 모형강연선은 터널 바닥부부터 40 mm 상부까지 상 ‧ 하 ‧ 좌 ‧ 우 10 mm 간격으로 총 36공 보강하였다(Fig. 6).
최종적으로 주문진 표준사를 이용하여 모형지반을 조성하고 모형강관 및 강연선으로 보강된 병렬모형터널의 중심을 시험체 상부로부터 300 mm 지점에 위치시킨 후 모형실험을 진행하였다.
3.4 모형 지반
모형 실험 시 지반 거동을 적절하게 모사하기 위하여 실험체 내 지반은 주문지 표준사로 조성하였다. 실험에 사용한 주문진 표준사(K.S.L 5100)는 불순물의 함유가 타 지역의 규사보다 적어 국내에서 실내실험 시 널리 사용되고 있다. 기본물성은 균등계수(Cu) = 1.50, 곡률계수(Cg) = 1.04이고 최대 건조단위중량은 16 kN/m3, 비중(Gs)은 2.64이다.
실험체 제작 시 들어간 주문지 표준사는 실험 1회 당 50 kg으로 모형지반의 전체단위중량은 13.6 kN/m3이고 매 실험마다 동일하게 실험체에 주입하였다.
4. 모형실험결과 및 분석
4.1 하중-변위 곡선 분석
모형실험은 하중재하 시점부터 터널의 파괴 시까지 진행하였으며 터널의 파괴시점은 터널모형의 변형으로 모형지반의 모래가 터널 전면부로 흘러내리는 시점으로 판단하였다. 강관 및 강연선으로 모형병렬터널의 필라부 보강 시 모형실험 수행 전 ‧ 후의 사진을 Fig. 7과 Fig. 8에 나타내었다. 시험체의 수직변위는 모형시험기에 부착된 접촉식 변위센서 LVDT (linear variable differential transformer)를 이용하여 측정하였다.
모형병렬터널의 필라부를 강관 및 강연선으로 보강하였을 때 터널의 파괴는 각각 428초, 421초, 시험체의 수직변위 6.7~6.9 mm에서 발생하였다. 파괴 시 측정된 최대 수직응력은 강관보강 188.52 kPa, 강연선보강 146.42 kPa이다.
모형실험 수행결과를 그래프로 비교하여 Fig. 9에 나타내었다. 본 실험의 경우 구속압이 고정된 상태에서 진행된 일축압축실험의 형태이기 때문에 터널의 파괴가 발생한다 하더라도 작용 수직응력은 계속 증가한다. 따라서 Fig. 7과 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 터널의 파괴가 발생하였을 때 실험을 종료하였다.
추가로 필라부를 강관 및 강연선 보강하였을 때의 수직응력비를 강관보강했을 때의 수직응력에 대하여 표준화(normalization)한 결과 모래지반에서 상부재하응력에 대한 지지능력은 강관 보강한 경우 강연선 보강한 경우보다 약 22% 큰 것으로 평가되었다(Fig. 9).
4.2 PIV 기법을 이용한 분석
PIV (Particle Image Velocimetry)는 입자 흐름을 추적하여 입자의 변위를 알아낼 수 있는 기법으로 본 연구에서는 실내 모형실험에서 얻은 실험 전 ‧ 후 사진에 PIV 기법을 적용하여 병렬터널의 필라부를 강관 또는 강연선으로 보강하였을 때 각각의 보강효과와 지반 거동을 확인하였다. PIV 기법을 이용하기 위하여 시험체에 격자망을 Fig. 10(a)와 같이 구성하였다. 격자망을 통하여 지점의 변위를 분석하여 시료의 이동을 변위벡터로 나타낼 수 있다.
PIV 기법을 이용하여 변위벡터를 분석한 결과 상재하중이 병렬터널의 필라부에 집중되는 양상을 보였다. 또한 시험체 하부로 갈수록 변위가 작게 발생하는데 이는 터널 주변에서 상재응력이 소산되었기 때문이다(Fig. 10(b), 10(c)).
시험 조건에 따른 시험체 상부, 필라부 상부, 좌 ‧ 우측 터널천단에서의 변위값을 Fig. 10(b), 10(c)의 A, B, C, D점에서 확인하였다. 시험체 상부변위는 강관 보강의 경우 7.1 mm, 강연선 보강의 경우 7.3 mm로 산정되었는데 이는 터널모형 시험기에서 변위계로 계측된 값과 유사하였다. 또한, 필라부를 강관 보강한 경우 좌 ‧ 우측 터널의 천단변위는 강연선 보강한 경우와 다르게 동일하였다. 이는 필라부를 강관보강함에 따라 병렬터널과 필라부의 일체거동에 보다 유리한 조건을 만들었기 때문으로 사료된다(Table 4). 따라서 병렬터널의 필라부를 강관 보강하는 것이 강연선 보강하는 것보다 병렬터널의 안정성에 보다 큰 기여를 할 수 있을 것으로 판단된다.
Table 4.
Displacement of tunnel specimen, pillar, top of tunnels measured by using PIV method
|
Reinforcement method | Displacement (mm) | ||||
| Tunnel specimena) | Pillarb) | Left tunnelc) | Right tunneld) | ||
| Experiment | PIV method | ||||
| Steel pipe | 6.7 | 7.1 | 3.8 | 4.0 | 4.0 |
| Steel wire | 6.9 | 7.3 | 4.0 | 3.6 | 4.2 |
a, b, c, d) The displacement was measured at A, B, C and D in Fig. 8, sequentially
5. 결 론
본 연구에서는 토사지반에 건설되는 초근접 병렬터널의 필라부를 강관 보강하는 새로운 보강공법의 보강효과를 파악하기 위하여 실내 터널모형실험을 수행하였다. 보강방법으로는 필라부를 1단의 강관으로 보강한 경우와 4단의 강연선으로 보강하였을 때로 구분하였다. 모형실험기에서 측정되는 하중-변위값과 사진을 이용한 PIV 기법을 이용하여 실험결과를 분석하였고, 다음과 같은 결과를 얻었다.
1. 병렬터널의 필라부를 강관 및 강연선으로 보강하였을 때 터널의 파괴는 각각 428초, 421초, 시험체의 변형 6.7~6.9 mm에서 발생하였다. 파괴 시 측정된 최대 수직응력은 강관보강 188.52 kPa, 강연선보강 146.42 kPa로 측정되었다. 필라부를 강관 및 강연선 보강하였을 때의 수직응력을 강관보강했을 때의 수직응력에 대하여 표준화(normalization)한 결과 상부재하응력에 대한 지지능력은 강관 보강한 경우가 강연선 보강한 경우보다 22% 큰 것으로 평가되었다.
2. PIV 기법을 이용하여 변위벡터를 분석한 결과 상재하중이 병렬터널의 필라부에 집중되는 양상을 보였다. PIV 분석의 변위값을 검토한 결과 필라부를 강관 보강하는 경우 좌우측 터널 천단변위는 강연선 보강한 경우와 다르게 동일하였다. 이는 필라부를 강관 보강함에 따라 병렬터널과 필라부가 일체거동에 보다 유리한 조건을 만들었기 때문으로 사료된다.
3. 본 모형실험에서의 결과들을 종합하였을 때 근접 병렬터널의 필라부를 강관으로 보강하는 경우가 강연선으로 보강하는 경우에 비해 보강효과가 우수한 것으로 판단된다.
