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문제 정의
- 이를 토대로 근래 실무에서도 다수 적용되어 터널의 안정성이 확보되는 전제조건에서 터널 지보재를 최적화하고 있는 추세이다. 따라서 본 연구의 수치해석에 숏크리트와 강지보를 실제와 같이 모델링하여 각각의 발생응력에 대한 안정성을 검토할 수 있도록 하였다.
- 본 연구는 다양한 지형 및 불량한 지반조건이 형성된 터널 갱구부의 안정성 확보를 위하여 적용되는 보조공법의 적용방법에 따른 보강효과를 파악하기 위한 것으로, 터널 갱구부 지반조건을 정규화한 상태에서 지층분포(풍화토 및 풍화암) 및 토피고(H = 0.25~1.50D, D: 터널폭)와 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 기존 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3)을 매개변수로 설정하여 3차원 연속체 수치해석(MIDAS GTS NX 3D)을 수행하였다.
제안 방법
- “○○~○○ 철도건설사업 ○○터널”의 종점 갱구부의 지형 및 지반조건과 시공단계를 모사한 3차원 연속체 수치해석(MIDAS GTS NX 3D)을 수행하여 터널 갱구부의 단계적인 굴착에 따른 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력 발생경향을 검토하였다(Fig. 10).
- 강관 수평보강 조건에 적용되는 강관은 중첩보강 조건(Ø114.3 mm, 2열)의 휨강성 1,250 kN∙m2과 동일한 강관규격(Ø142.0 mm, 1열)을 적용하여 수치해석의 신뢰도를 확보하였다(Table 1).
- 터널 갱구부에 적용되는 강관보강 그라우팅 보강구조에 따른 터널 보강효과를 파악하기 위하여 터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 기존 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3)에 대하여 3차원 연속체 수치해석(MIDAS GTS NX 3D)을 수행하였다. 검토 터널단면 및 지보패턴은 철도터널 복선단면과 갱구부 지보패턴인 PD-6을 수치해석에 모델링하였다.
- 따라서 본 연구에서는 터널 갱구부의 대표적인 보조공법인 강관보강 그라우팅의 보강방법조건(터널 보조공법 무보강 조건, 중첩보강 조건 및 수평보강 조건)과 일반적인 터널 갱구부의 지층분포 및 피복조건 두께를 매개변수로 선정하여 3차원 연속체 수치해석(Midas GTS NX 3D)을 수행하였다. 또한, 상기 검토된 결과를 토대로 실제 터널현장에 장심도 수평보강 구조의 강관보강 그라우팅을 적용한 설계 및 시공기술에 대하여 검토하였다.
- 수치해석에 적용된 지반 물성 값은 풍화토, 풍화암 및 연암의 대표성을 나타내는 범위의 값을 적용하였다(Table 2). 또한, 강관보강 그라우팅의 보강방법(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3))에 일반적인 터널 갱구부의 지층분포(풍화토 및 풍화암) 및 피복조건 두께(H = 0.25~ 1.50D, D = 12.0 m)를 매개변수로 선정하여 다음과 같은 검토단면을 설정하였다(Table 3).
- 따라서 본 연구에서는 터널 갱구부의 대표적인 보조공법인 강관보강 그라우팅의 보강방법조건(터널 보조공법 무보강 조건, 중첩보강 조건 및 수평보강 조건)과 일반적인 터널 갱구부의 지층분포 및 피복조건 두께를 매개변수로 선정하여 3차원 연속체 수치해석(Midas GTS NX 3D)을 수행하였다. 또한, 상기 검토된 결과를 토대로 실제 터널현장에 장심도 수평보강 구조의 강관보강 그라우팅을 적용한 설계 및 시공기술에 대하여 검토하였다. 특히, 터널 갱구부에 대한 변위(천단침하 및 내공변위)와 지보재 응력변화에 대한 장기계측을 수행하여 설계에서 수행된 수치해석 검토결과와 비교·분석하여 강관보강 그라우팅 장심도 수평보강조건의 보강효과를 검증하였다.
- 또한, 수치해석 관측점 위치(Station)위치와 동일한 위치에서 계측위치를 선정하여 터널 굴착 중 지속적인 변위 및 지보재 응력을 측정하여 수치해석결과와 비교분석하였다(Table 6).
- 또한, 실제 터널 갱구부 굴착 및 보강의 단계적인 시공순서를 수치해석에 반영하여 터널 갱구부 굴착에 의한 터널 변형 및 응력 변화특성을 파악할 수 있도록 모사하였다(Table 4).
- 또한, 터널 갱구부 지반에 보강되는 강관보강 그라우팅의 그라우팅 보강효과는 터널 갱구부 지반(흙) 및 암반의 물리적 특성에 의하여 불확실성이 크고 실무에서 일반적으로 적용되는 등가 산정식에 의한 강관보강 그라우팅 물성 값 산정에서 그라우팅 보강효과는 약 10.0%로 강관 보강효과(90.0%) 대비 낮은 수준이며, 실제 설계 주입량 대비 현장 주입량이 현저히 작은 경우가 대부분이고 충분한 양생시간이 확보되지 못하는 사례가 다수 존재함에 따라, 본 연구에서는 그라우팅에 의한 지반보강 효과는 배제한 상태에서 강관의 휨강성(Es ∙ Isr )만 수치해석에 고려하여 강관의 설치구조에 따른 보강효과에 대하여 중점적으로 검토하였다.
- 9). 또한, 터널 시∙종점 갱구부에서 수행된 지반조사 결과에 근거하여 지층별 설계지반정수를 산정하여 터널 안정성 검토에 적용하였다(Table 5).
- 본 검토는 각 검토조건(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3))의 최종 터널 굴착이 완료된 단계의 최대 천단침하, 내공변위 및 지보재 응력을 분석함으로써, 각 검토조건의 터널 변위제어효과 및 지보재 응력발생 저감효과를 중점적으로 검토하였다.
- 상기 보조공법 보강방법조건 검토결과를 토대로 실제 “○○~○○ 철도건설사업 ○○터널”의 종점 갱구에 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)을 적용하여 터널 갱구부 안정성 검토결과 및 계측자료 분석을 통하여 터널 변형 및 지보재 응력변화 특성을 분석하여 연구결과의 적정성을 검증하였다.
- 상기 터널 갱구부 보강계획의 안정성을 분석하기 위하여 터널 갱구부 수치해석 결과와 시공 중 측정된 계측자료 분석을 수행하였다.
- 상기 ｢4. 수치해석 검토결과｣의 보강방법조건(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강조건(CASE 3)) 검토 결과를 토대로 실제 터널 갱구 현장에 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)을 적용하여 터널 변형 및 지보재 응력변화 특성을 분석하여 연구결과의 적정성을 검증하였다. 터널 현장은 “○○~○○ 철도건설사업 ○○터널”의 종점 갱구로 지반의 강도특성이 매우 불량한 풍화토, 풍화암 및 열수변질대가 깊은 심도로 분포하고 갱구부에 근접된 마을주민의 극심한 민원해결을 수평방향 장심도 대구경 강관보강 그라우팅(Ø216.
- 수치해석에 적용된 지반 물성 값은 풍화토, 풍화암 및 연암의 대표성을 나타내는 범위의 값을 적용하였다(Table 2). 또한, 강관보강 그라우팅의 보강방법(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3))에 일반적인 터널 갱구부의 지층분포(풍화토 및 풍화암) 및 피복조건 두께(H = 0.
- 터널 갱구부에 적용되는 강관보강 그라우팅 보강구조에 따른 터널 보강효과를 파악하기 위하여 터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 기존 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3)에 대하여 3차원 연속체 수치해석(MIDAS GTS NX 3D)을 수행하였다. 검토 터널단면 및 지보패턴은 철도터널 복선단면과 갱구부 지보패턴인 PD-6을 수치해석에 모델링하였다.
- 터널 현장은 “○○~○○ 철도건설사업 ○○터널”의 종점 갱구로 지반의 강도특성이 매우 불량한 풍화토, 풍화암 및 열수변질대가 깊은 심도로 분포하고 갱구부에 근접된 마을주민의 극심한 민원해결을 수평방향 장심도 대구경 강관보강 그라우팅(Ø216.3 mm, L = 34.0~37.0 m, θ = 180°, C.T.C (횡) 500 mm)을 적용하여 터널 갱구부 토공을 최소화되도록 설계 및 시공계획을 수립하였다(Fig. 9).
- 4). 특히, 강관 및 터널 강지보 요소경계의 중첩 및 간섭에 의한 수치해석결과의 외곡을 배제시키기 위하여 강관과 강지보를 이격시켜 수치해석 모델링에 반영하였다(Table 3).
- 특히, 터널 갱구부에 대한 변위(천단침하 및 내공변위)와 지보재 응력변화에 대한 장기계측을 수행하여 설계에서 수행된 수치해석 검토결과와 비교·분석하여 강관보강 그라우팅 장심도 수평보강조건의 보강효과를 검증하였다.
이론/모형
- 수치해석은 다양한 지반해석이 가능한 범용 프로그램인 MIDAS GTS NX 3D를 사용하였고, 지반해석 모델은 대표적인 탄소성 모델인 Mohr-Coulomb (M-C)을 적용하였다. 해석영역(4.
성능/효과
- 그 결과, 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)이 터널 반경방향을 기준으로 강관과 지보재가 직교하는 보강구조를 나타냄에 따라, 강관 및 지보재의 복합지보력 발휘가 크게 발생되어 터널의 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력 감소율이 보다 큰 것으로 검토되었다. (천단침하 감소율: 12.8~28.6%, 내공변위 감소율: 13.9~37.8%, 숏크리트 휨압축응력 감소율: 5.0~14.7%, 강지보 휨응력 감소율: 4.7~11.1%) 또한, 지반조건이 불량하고 높은 토피조건에서 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)의 변위 및 응력 감소효과가 보다 큰 것으로 검토됨에 따라, 터널 갱구부 및 저토피구간과 같이 다양한 지형 및 불량한 지층구조를 나타내는 조건에 보다 효과적인 보강방법으로 판단된다.
- 각 측점(No. 1, 2, 3)의 숏크리트 휨압축 응력은 수치해석(NA) 및 계측(M) 결과 모두 허용값(8.4 MPa)를 모두 만족하는 것으로 검토됨에 따라, 터널 갱구부에 수평방향 장심도 대구경 강관보강 그라우팅(Ø216.3 mm, L = 34.0~37.0 m, θ = 180°, C.T.C (횡) 500 mm)을 적용할 경우, 변위제어와 더불어 터널 지보재의 안정성 또한 확보되는 것으로 검토되었다(Fig. 12).
- 각 측점(No. 1, 2, 3)의 천단침하는 수치해석(NA)에서 1.1~2.3 mm, 계측(M)에서 3.0~6.0 mm가 발생되었으며, 내공변위(합변위)는 수치해석(NA)에서 1.7~2.8 mm, 계측(M)에서 6.0~10.0 mm가 발생되었으나, 터널 갱구부에 보강된 수평방향 장심도 대구경 강관보강 그라우팅(Ø216.3 mm, L = 34.0~37.0 m, θ = 180°, C.T.C (횡) 500 mm)의 보강효과에 의하여 천단침하 및 내공변위 모두 1차 관리기준(16.0 mm)을 만족하는 것으로 검토되었다(Fig. 11).
- 강지보 휨응력은 풍화암 조건에서 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 13.5 m (1.14D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 토피고(H) 16.5 m (1.39D)에서 허용응력(210.0 MPa)을 상회하고, 수평보강 조건(CASE 3)은 허용응력(210.0 MPa)을 만족하는 것으로 검토되었다. 또한, 풍화토 조건에서 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.
- 그 결과, 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)이 터널 반경방향을 기준으로 강관과 지보재가 직교하는 보강구조를 나타냄에 따라, 강관 및 지보재의 복합지보력 발휘가 크게 발생되어 터널의 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력 감소율이 보다 큰 것으로 검토되었다. (천단침하 감소율: 12.
- 기존 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)와 수평보강 조건(CASE 3)의 터널 변위 및 지보재 응력을 중점적으로 검토한 결과, 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2) 대비 수평보강 조건(CASE 3)의 천단침하 및 내공변위는 각각 12.8~28.6% 및 13.9~37.8%, 숏크리트 휨압축응력 및 강지보 휨응력은 각각 5.0~14.7% 와 4.7~11.1% 큰 감소율이 발생되는 것으로 검토되었다.
- 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토 지반에서 약 1.13~1.44배의 숏크리트 휨압축응력이 크게 발생되는 것으로 분석되었고, 중첩보강 조건(CASE 2) 대비 수평보강 조건(CASE 3)의 숏크리트 휨압축응력이 약 5.0~14.7% 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
- 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토 지반에서 약 1.37~1.55배의 강지보 휨응력이 크게 발생되는 것으로 분석되었고, 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)대비 수평보강 조건(CASE 3)의 강지보 휨응력이 약 4.7~11.1%작게 발생되는 것으로 검토되었다.
- 6). 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토에서 약 1.06~4.13배의 내공변위가 크게 발생되었으며, 토피고(H)조건 마다 다소 차이는 있지만, 천단침하 경향과 같이 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)대비 수평보강조건(CASE 3)의 내공변위가 약 13.9~37.8% 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
- 5). 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토에서 약 3.2~7.2배의 천단침하량이 크게 발생되었으며, 토피고(H)조건 마다 다소 차이는 있지만, 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2) 대비 수평보강조건(CASE 3)의 천단침하량이 약 12.8~28.6% 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
- 0% 이하 수준에서 터널변위가 수렴되었다. 또한, 숏크리트 휨압축응력은 허용값(8.4 MPa)의 45.0% 수준에서, 최대 강지보 휨응력은 허용값(210.0 MPa)의 15.0% 수준에서 안정성을 확보하는 것으로 검토되었다.
- 35 mm가 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 천단침하는 풍화암에서 0.70~7.45 mm, 풍화토에서 3.82~23.56 mm가 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 5). 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토에서 약 3.
- 07 MPa이 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 풍화암에서 1.80~9.35 MPa, 풍화토에서 2.46~11.18 MPa이 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 7). 숏크리트 휨압축응력은 풍화암 조건에서 보조공법 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.
- 0 MPa)을 만족하는 것으로 검토되었다. 또한, 풍화토 조건에서 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.5 m (0.94D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 토피고(H) 13.9 m (1.18D), 수평보강 조건(CASE 3)은 토피고(H) 15.9 m (1.35D)에서 허용응력(210.0 MPa)을 상회하는 것으로 검토되었다.
- 터널 천단침하는 모든 검토조건(CASE 1, 2, 3)에서 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나타냈다. 보조공법 무보강 구조(CASE 1)의 천단침하는 풍화암에서 1.84~8.94 mm, 풍화토에서 13.21~41.82 mm가 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 천단침하는 풍화암에서 1.23~8.59 mm, 풍화토에서 7.60~35.35 mm가 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 천단침하는 풍화암에서 0.
- 보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 강지보 휨응력은 풍화암에서 62.47~206.06 MPa, 풍화토에서 96.69~306.81 MPa이 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)는 풍화암에서 48.89~229.74 MPa, 풍화토에서 71.21~260.19 MPa이 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)은 풍화암에서 44.
- 보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 내공변위(합변위)는 풍화암에서 1.61~10.08 mm, 풍화토에서 6.65~31.01 mm가 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 내공변위는 1.16~6.21 mm, 풍화토에서 4.06~16.11 mm가 발생되었다. 또한, 수평보강조건(CASE 3)의 내공변위는 풍화암에서 0.
- 터널 변형특성과 같이 토피고(H) 증가에 따라 숏크리트 휨압축응력은 선형적으로 증가되는 경향을 나타냈다. 보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 숏크리트 휨압축응력은 풍화암에서 2.34~11.73 MPa, 풍화토에서 3.37~13.78 MPa이 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 숏크리트 휨압축응력은 풍화암에서 2.11~10.59 MPa, 풍화토에서 2.96~12.07 MPa이 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 풍화암에서 1.
- 12). 본 연구의 수치해석(NA)에는 숏크리트만 고려하여 계측(M)결과 대비 숏크리트 휨압축응력이 약 1.5배 큰 것으로 검토되었으나, 실제 숏크리트와 더불어 강지보(H-125, C.T.C (종) 0.6~0.8 m)가 보강됨에 따라, 터널 지보재 응력분배 및 복합지보력 발휘로 계측(M) 숏크리트 휨압축응력이 수치해석(NA) 대비 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
- 7). 숏크리트 휨압축응력은 풍화암 조건에서 보조공법 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.8 m (1.00D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 14.44 m (1.18D), 수평보강 조건(CASE 3)은 15.82 m (1.34D)에서 허용응력(8.4 MPa)을 상회하였고, 풍화토 조건에서 보조공법 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 10.20 m (0.86D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 토피고(H) 11.86 m (1.00D), 수평보강 조건(CASE 3)은 토피고(H) 13.10 m (1.11D)에서 허용응력(8.4 MPa)을 상회하는 것으로 검토되었다.
- 수치해석(NA) 대비 계측결과(M)가 천단침하는 약 2.6배, 내공변위는 약 3.5배 크게 발생되었는데, 이는 터널 갱구부의 불량한 지반조건(풍화토, 풍화암 및 열수변질대)에 의하여 실제 터널 굴착시 지반이완이 수치해석(NA) 결과 대비 크게 발생된 것으로 분석되었다. 따라서 일반적으로 지반의 공학적인 강도특성이 불량한 토사 및 풍화암이 깊게 분포하는 터널 갱구부에서는 설계 시 수치해석(NA)에 의하여 평가된 변위(천단침하 및 내공변위) 대비 큰 변위가 발생될 가능성이 존재하므로, 터널 굴착 중 지속적인 절대변위 계측 및 계측 Feed Back을 통한 안정성을 검토하는 것이 적정할 것으로 판단된다.
- 지반조건이 불량한(풍화토, 풍화암 및 열수변질대) 터널 갱구부에 대한 수치해석(NA) 결과 및 계측(M)자료를 종합적으로 분석한 결과, 보조공법 수평보강(CASE 3)할 경우 천단침하 및 내공변위는 수치해석(NA) 결과 대비 계측(M) 결과가 크게 발생되었으나, 1차 관리기준(16.0 mm)의 약 62.0% 이하 수준에서 터널변위가 수렴되었다. 또한, 숏크리트 휨압축응력은 허용값(8.
- 지반조건이 불량한(풍화토, 풍화암 및 열수변질대) 터널 갱구부에 보강된 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)의 수치해석(NA) 결과 및 계측(M)자료를 종합적으로 분석한 결과, 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력제어 효과가 큰 것으로 검토되었다. 특히, 보조공법이 장심도 수평방향으로 지반에 보강되어 터널 지보재(강지보 및 숏크리트)와 직교하는 보강형상을 나타냄에 따라, 지반하중에 대한 보조공법, 강지보 및 숏크리트의 복합지보력이 크게 발생되어 최대 숏크리트 휨압축응력은 허용값의 45.
- 터널 내공변위(합변위)는 천단침하 발생경향과 같이 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나타냈다. 풍화토 및 풍화암의 낮은 측압조건(K0= 0.
- 터널 천단침하는 모든 검토조건(CASE 1, 2, 3)에서 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나타냈다. 보조공법 무보강 구조(CASE 1)의 천단침하는 풍화암에서 1.
- 지반조건이 불량한(풍화토, 풍화암 및 열수변질대) 터널 갱구부에 보강된 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)의 수치해석(NA) 결과 및 계측(M)자료를 종합적으로 분석한 결과, 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력제어 효과가 큰 것으로 검토되었다. 특히, 보조공법이 장심도 수평방향으로 지반에 보강되어 터널 지보재(강지보 및 숏크리트)와 직교하는 보강형상을 나타냄에 따라, 지반하중에 대한 보조공법, 강지보 및 숏크리트의 복합지보력이 크게 발생되어 최대 숏크리트 휨압축응력은 허용값의 45.0% 수준에서, 최대 강지보 휨응력은 허용값의 15.0% 수준에서 안정성을 확보하는 것으로 검토되었다.
- 터널 내공변위(합변위)는 천단침하 발생경향과 같이 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나타냈다. 풍화토 및 풍화암의 낮은 측압조건(K0= 0.5), 불량한 강도특성 및 저토피구간(H = 0.25~1.50D) 변형특성에 의하여 터널 내측방향 내공변위가 발생되는 것으로 분석되었다.
후속연구
- 본 연구의 터널 갱구부 보조공법 수평보강방법의 검토결과를 활용하여 갱구 비탈면 절취를 배제 또는 최소화하는 계획을 적용한다면, 원지반의 강도특성을 활용에 의한 터널 갱구부 안정성 확보측면에서 유리하며, 자연친화적인 터널 갱구부 형성이 가능할 것으로 판단된다.
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