1. 서 론

대심도 복층터널 구조에서 중간슬래브는 두가지 방식에 의하여 차량하중을 터널라이닝 콘크리트에 전달하게 된다. 터널라이닝에서 철근을 연장시켜 중간슬래브와 연결하는 연속화 방식과 Fig 1과 같이 브라켓을 터널라이닝에 설치하고 중간슬래브를 브라켓 상면에 거치하는 단순보 방식으로 구분할 수 있다. 전자의 경우, 중간슬래브의 자중과 차량하중에 의한 모멘트가 터널라이닝에 직접적으로 전달되기 때문에 터널 라이닝의 단면이 증가할 수 밖에 없다. 따라서 프리캐스트 중간슬래브가 설치되는 대부분의 터널이나 지하차도의 경우 브라켓을 설치하여 중간슬래브와 터널 구조를 분리시켜 설계하고 있다.

 일반적으로 대심도 터널을 구축하는 공법인 TBM공법에서 Fig. 2와 같이 브라켓을 라이닝 제작시에 일체로 제작할 경우 세그먼트 라이닝을 조립 시 공차가 커서 중간슬래브간의 단차를 맞추는 것이 사실상 어렵기 때문에 Fig. 3과 같이 라이닝을 조립한 후에 천공장비를 이용하여 마킹 된 위치에 구멍을 뚫고 앵커볼트나 철근을 설치한다. 이후에 브라켓 철근을 조립하고 거푸집을 설치하여 현장에서 콘크리트를 타설함으로써 브라켓을 완성하게 된다. 그러나 조기에 중간슬래브를 시공하여 복층터널 전체 공기를 단축하기 위해서는 현장타설공법에서 소요되는 양생기간을 최소화하기 위하여 브라켓을 공장에서 강재나 프리캐스트 콘크리트로 제작 후 현장으로 운반하여 크레인을 이용하여 간단히 설치할 수 있는 공기단축 공법이 요구되고 있다.

서부간선도로 지하화 프로젝트는 예비설계단계에서 복층터널로 검토되었다. 검토단계에서 도로용 중간슬래브를 브라켓 위에 거치하는 공법으로 검토되었고, 브라켓은 현장타설공법으로 시공하는 것으로 계획하였다. 각 공정 및 소요시간을 1스팬을 27m로 하여 8일간의 순환공정으로 공사가 진행되도록 예정공정을 작성하여 설계도서에 발표하였다. 그러나 복층터널의 전체 공정상의 시공속도를 향상시키기 위해서는 기존의 현장타설 방식의 브라켓 공법이 아닌 공장에서 제작한 조립형 ‘SPC (Steel Precast Concrete이하 SPC로 명칭) 브라켓’을 현장으로 운반하여 간단하게 앵커볼트의 체결에 의해 조립하는 방식의 브라켓이 요구된다. Fig. 4와 같이 공장에서 제작되는 ‘SPC 브라켓’은 품질이 우수하고 시공속도가 빨라서 중간슬래브를 조기에 설치하고 공사차량을 통행시킬 수 있는 방안이 될 수 있다. 다만, 브라켓과 라이닝을 연결하는 앵커부나 철근 등에 있어서 구조적인 신뢰성이 충분히 확보되어야 할 것이다.

본 연구에서는 프리케스트 브라켓에 관한 기존 연구의 부족으로 인한 비합리적인 과다 설계를 최소화하며, 시공기간을 단축시킬 수 있도록 개발된 쉴드 터널 라이닝에 적합한 조립식 브라켓의 형상, 재료, 크기를 제시하고 브라켓의 정·동적 재하실험을 수행하여 구조성능 및 안전성을 평가하고자 한다.

2. 복층터널 브라켓의 거동

2.1 일반적인 브라켓의 거동특성

브라켓은 일반적으로 전단경간에 대한 길이의 비가 1.0이하이고, 수평전단력이 수직전단력 이하인 경우로 정의되며, 설계 시 파괴조건은 Fig 5와 같은 요소들이 고려된다.

여기서, Vu : 재하하중, L : 받침 폭, l : 받침끝단과 터널라이닝 사이의 거리, e : 터널라이닝에서 하중사이의 거리, B : 브라켓 높이, d : 피복을 제외한 브라켓 높이이다.

① 브라켓의 지지부재와의 경계면에 대한 직접전단

② 직접 인장력과 휨모멘트에 의한 인장보강철근의 항복

③ 브라켓 내부 콘크리트 압축지주의 압축 또는 전단파괴

④ 재하 지압판 하부의 국부적인 지압 또는 전단파괴

이러한 여러 파괴조건들은 일반적으로 RC구조에서 주로 고려되는 휨에 의한 파괴 외에 전단에 의한 파괴도 함께 고려해야 한다는 것을 의미한다. 브라켓의 전단파괴의 과정은 전단-전달-파괴로 우선 임의적으로 균열이 발생한 후 전단력에 의해 균열면에 미끄러짐이 진행되어 분리가 되는 형태로 일어난다. 이를 방지하기 위해서는 전단마찰철근의 적용이 필요하며, 전단마찰철근은 다웰작용을 통하여 균열면의 미끄러짐에 저항으로 작용한다. 따라서 효율적인 전단마찰 철근량 산정을 위해서는 균열형상과 위치가 파악되어야 한다.

2.2 중간슬래브 지점에 따른 브라켓의 거동

복층터널에 설치되는 브라켓은 일반적으로 중간슬래브의 지점이 힌지나 롤러와 같이 단순보로 설계되면 휨응력이 전달되지 않은 구조가 되지만, 말레이시아 스마트터널이나 중국 상하이 양쯔강 터널과 같이 다목적 터널의 경우 그 특이성에 따라서 강결구조가 적용되기도 한다.

중간슬래브가 강결로 연결시 브라켓에는 모멘트와 수직, 수평하중이 모두 작용하고, 특히 모멘트의 작용으로 인해 휨응력이 크게 걸릴 것이다. 이에 따라 파괴형태는 브라켓 전반에 이르는 큰 파괴형태로 나타날 것으로 예상된다. 힌지형태로 연결시 주로 파괴는 수직, 수평하중이 작용하는 브라켓의 중간부분이지만 모멘트는 발생되지 않으므로 파괴 가능성은 강결보다 줄어들 것으로 예상된다.

3. 현장조립형 브라켓의 형상 및 실험체 제작

대심도 복층터널을 구성하는 중간슬래브와 라이닝의 연결체인 조립형 브라켓의 구조적인 신뢰성을 검증하기 위해 실물모형을 제작하여 정적 및 동적 재하실험을 실시하였다. 실험의 주요 목적은 개발된 조립형 브라켓의 구조성능을 검증하고 브라켓과 터널라이닝의 체결에 사용되는 케미컬앵커의 적용성을 검증하는 것이다.

3.1 실험체의 제원, 형상 및 물성

현장조립형 브라켓은 콘크리트 브라켓의 설계하중을 고려하여 Fig. 6과 같이 SPC 브라켓 실험체를 제작하였다. RC브라켓에서 휨과 전단을 받는 보강철근은 고장력볼트의 인장강도와 수직전단강도를 고려한 보강설계개념으로 치환되었다. 제작단계에서 고장력볼트 체결시의 지압응력을 고려하여 Fig. 6과 Fig 7과 같이 볼트 체결부에 강관과 강판을 배치하였다. 브라켓 부재의 콘크리트 설계강도는 압축강도 60MPa로 하였으며, 동절기에 제작되는 점을 고려하여 실험체 타설 후 8시간 동안 증기양생을 실시한 후 자연양생을 실시하여 실험체를 제작하였다. 정적재하실험 수행 시 콘크리트의 압축강도는 약 56.5MPa로 측정되었으며, 동적재하실험 수행 시 콘크리트의 압축강도는 약 61.7MPa로 측정되었다.

Table 1은 실험체의 사용재료이다.

실험체에 적용한 볼트의 개수는 설계하중에 대하여 일반적인 브라켓 구조에 적용하고 있는 설계 식(도로교 설계기준 2011)인 식(1)과 (2)를 적용하여 휨 철근량 및 전단 마찰 철근량 산정하였으며, 이를 고장력 볼트의 단면적으로 치환하여 산정하였다.

                          (1)

                                 (2)

여기서, : 휨 철근량, : 전단 마찰 철근량이다.

3.2 실험체의 제작

정‧동적 재하실험을 위한 SPC 브라켓의 실험체는 Fig. 8과 같이 SPC 볼트 연결장치를 제작한 후 브라켓 거푸집에 설치하여 콘크리트를 타설하였다. 제작된 브라켓 실험체는 라이닝 두께를 고려한 실험용 콘크리트 블록을 천공 후 케미컬 주입재를 충진하였다. 실험체에 사용한 주입재는 H사에서 제공하는 주입재로 IBC (2006, 2009) 규정을 준수하고 내부식성 및 내화성이 우수하여 콘크리트 구조물에 일반적으로 사용되는 제품으로 사용하였다. 주입재를 충진한 뒤 Fig. 7(d)와 같이 고장력 전산볼트를 삽입하여 양생 후, SPC브라켓을 볼트를 이용하여 조립한 후에 실험실의 반력 벽에 고정시켜 실험체를 완성하였다.

3.3 실험 방법

복층터널에서 브라켓 구조에 전달되는 하중시스템을 동일하게 적용하기 위해 Fig. 9와 같이 실물모형 중간슬래브를 실험용 브라켓 위에 가설한 후 중간슬래브 중앙부상단에 1000kN 용량의 액츄에이터로 115mm의 횡방향 편심하중을 재하하여 정‧동적 재하 실험을 실시하였다. 재하실험은 명지대학교 하이브리드 구조실험센터에서 수행하였다.

3.3.1 정적재하실험

재하 하중은 초기에는 하중제어법(15kN/min)을 적용하여 중간슬래브 실험체에 초기균열 발생시까지 재하 후 균열이 발생된 이후에는 안전을 고려하여 변위제어법(1mm/min)을 적용하여 지속적으로 증가시켜 실험을 수행하였다. 최대하중은 실험체 파괴에 따른 위험 방지와 안전성을 고려하여 중간슬래브의 설계하중에 해당하는 385kN보다 큰 값인 550kN까지 재하 하였으며, 이는 양 단부 4개의 브라켓에서 분배하여 받는 것을 고려하여 ‘SPC브라켓’ 실험체의 거동을 관찰하였다.

3.3.2 동적재하실험

‘도로교 설계기준(2012)’에 따라 중간슬래브에 재하되는 피로하중을 산정하였으며, 판해석을 통해서 조사된 피로하중 휨모멘트를 실험을 위해 집중하중으로 치환하였다. ‘도로교 설계기준(2010)’에 따르면, 볼트를 이용한 이음부에 대한 설계 피로하중은 B급에 해당되어 재하횟수를 200만회로 규정하고 있다. 그러나 ‘도로교설계기준 해설(3.3.5)’에 따르면, ‘다재하경로 구조의 허용피로응력 범위()은 Fig. 10처럼 피로균열이 발생될 가능성이 있는 부재와 이음부들을 상세범주(A, B, B', C, D, E, E', F)에 따라 도시한 S-N 선도를 사용하거나 식 (3)을 사용한다’고 기술되어 있다.

                     (3)

여기서, 와 는 상세 범주별로 주어지는 상수, 은 허용피로응력범위, 은 피로수명이다.

피로시험이전에 수행된 반복하중에 대한 중간슬래브의 반응속도가 0.5Hz로 조사되어, 제한적인 실험조건(실험실의 사용 등)을 감안하여 식 (3)에 따라 피로 하중을 증가시키고 하중재하 횟수를 감소시켜 피로시험이 수행되었다.

최종적으로 환산된 피로하중은 190kN으로 산정되어 0~190kN의 하중으로 피로 실험이 수행되어야 하지만, 위의 하중범위가 실험장비로 구현되지 않아 10~200kN의 하중으로 피로실험을 수행하였다. 이는 브라켓에 재하되는 피로하중의 범위가 2.5~50kN임을 의미한다.

Table 2는 S-N선도에 따라 환산된 피로 하중 및 재하 횟수이다.

3.4 실험계측 및 방법

계측 센서는 볼트연결장치의 변형률을 측정하기 위해 강관부에 F형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였으며, 콘크리트 표면의 균열과 변형률을 측정하기 위해 P형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였다. 게이지는 케미컬앵커게이지 4개, 콘크리트 표면에 8개를 설치하였으며, 브라켓 실험체의 하중재하에 따른 하부 변위를 측정하기 위해서 고감도 변위계(LVDT)를 설치하여 실험을 수행하였다.

Fig. 11은 게이지 및 변위계 설치 위치이다.

3.5 재하실험결과

3.5.1 정적재하실험결과

1) 하중-변위 그래프

SPC 브라켓 실험체의 정적재하실험을 수행한 결과 Fig. 12과 같이 사용하중상태(33.8kN)에서의 변위는 0.02mm가 나왔으며, 설계하중상태(64.0kN)에서의 변위는 0.03mm로 매우 작은 값을 나타내었다. 최대 재하하중인 137.5kN에서의 최대변위는 0.12mm로 매우 미소한 값을 나타내 충분한 안전성을 확보하는 것으로 나타났다. 도로용 중간슬래브의 공칭강도보다 40%이상 증가된 하중상태에서도 브라켓 실험체는 균열이나 변형, 볼트의 뽑힘과 같은 거동은 발견되지 않았다.

2) 브라켓 및 볼트 체결강재의 변형률

실험 하중에 따른 재료의 변형률을 확인하기 위하여 콘크리트 표면 및 브라켓 연결강재에 게이지를 부착하여 변형률의 추이를 측정하였다. 콘크리트의 변형률은 Fig. 13에서처럼 최대 하중에서 약 25로 매우 작은 값은 나타냈으며, 강재의 변형률 또한 Fig. 14에 나타난 바와 같이 최대 하중에서 약 30로 항복변형률(2000)보다 작은 값이 나타나 안정적인 거동을 하는 것으로 나타났다.

3) 브라켓 및 라이닝 접촉부의 균열 형상

실험체의 하중단계에 따른 균열의 형상을 모니터링하여 Fig. 15와 같이 나타내었다. 실험 결과 브라켓의 표면에서 균열은 발생하지 않았으며, 브라켓에 재하된 하중이 87.5kN단계에서 라이닝 블록과 강재 브라켓 사이에 벌어짐이 발생되었으나 케미컬로 고정된 고장력 볼트의 풀림이나 변형은 계측되지 않았다.

3.5.2 동적재하실험결과

Fig. 16는 동적재하실험을 수행한 실험체의 하중-처짐곡선을 나타내고 있다. 브라켓에 47.5kN의 하중크기로 재하했을 때, 반복횟수가 0회, 116,431회, 213,457회, 268,357회, 388,103회에서의 하중-변위 관계를 나타낸 그래프이다. 직접적으로 슬래브에 재하되는 횡방향 편심하중으로 인해 편심을 받는 방향의 브라켓에 약 52kN의 하중이 재하되었다.

실험 결과 반복횟수에 따른 강성의 변화는 없는 것으로 나타났으며, 최종 잔류변형 또한 0.13mm로 매우 미소한 값을 나타내었다.

각 반복횟수에 따른 최소하중과 최대하중에 대한 변위 차는 약 0.035mm로 거의 나타나지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 17은 반복하중을 받지 않은 실험체와 388,103회의 반복하중을 가한 실험체에 각각 정적하중을 재하 하였을 때의 하중-변위 곡선을 비교하여 나타낸 그래프이다. 두 실험체의 하중-변위는 거의 유사한 거동을 나타내 피로하중에 대한 브라켓의 피로성능은 충분히 발현되는 것으로 판단된다. Fig. 18과 같이 외력에 의해서 표면 균열이 발생되기는 하였으나, 구조적인 균열보다는 동절기의 제작으로 인한 표면소성수축균열로 인해 발생된 균열의 확장으로 판단된다.

4. SPC 브라켓의 유한요소해석

4.1 해석 모델의 개요

실험상에서 구현하지 못한 브라켓의 극한상태의 거동을 파악하기 위하여 비선형극한해석을 추가로 실시하였다. MIDAS FEA V3.2를 이용한 수치해석에서는 실험에 사용된 실험체의 상세도면을 기준으로 현장조립 SPC 브라켓 실험체를 3D Solid 요소를 사용하여 해석모델을 구성하였다. FEA 모델은 실험체에 적용된 동일한 물성을 적용하였으며, 8절점 솔리드요소를 이용하여 Fig. 19과 같이 FEA 모델의 형상을 구성하였다.

콘크리트의 재료 비선형거동을 적절하게 나타내기 위해서는 적합한 소성모델이 필요하기 때문에 MIDAS FEA에서는 콘크리트 구조물의 비선형재료 모델로 Total Strain Crack 모델을 사용하였다. 압축응력 하에서 콘크리트는 등방성 응력들이 증가하기 때문에 이러한 등방성 응력의 영향을 적절히 반영하기 위해서는 압축응력-변형률의 대한 인자로서 Peak Stress와 Peak Strain을 결정하기 위한 파괴함수를 적절히 적용하여야 한다. 따라서, Fig. 20과 같이 압축균열모델은 Thorenfeldt model을 적용하였으며, 인장균열모델은 콘크리트 재료 모델로서 expontial model, Hordiijk model, multi-linear model이 적절하지만 추가적으로 철근에 대한 요소 모델링 및 재료모델이 필요하며, 해석에 많이 시간이 소요 될 것으로 판단된다. 따라서 균열이후에 철근의 영향을 고려할 수 있도록 인장강도를 초과 하면 인장응력의 증가는 없으나 저항응력은 유지되는 Constant model을 적용하였다.

브라켓과 콘크리트 라이닝 블록의 접촉거동과 볼트 체결에 의한 접촉거동을 고려하기 위해서 Contact model을 적용하였다. Contact model은 공간상의 두 물체가 맞닿을 수는 있으나 관통할 수 없다는 가정에 따라 해석을 수행하였으며, 접촉의 유형은 General Contact, 해석방법은 Penalty method를 적용하였다.

이 방법은 접촉면과 그 면을 관통하는 절점사이에 관통을 방지하고 시간의 증분에 영향을 받지 않는 장점이 있다.

4.2 해석 대상의 구조 및 해석방법

이 연구에서 적용한 유한요속 해석모델은 재료의 접촉에 의한 영향을 고려하기 위해서 브라켓 본체와 라이닝 블록간의 접합면과 볼트와 볼트체결강관 사이의 접촉면에 접촉 경계조건을 적용하였다.

Fig. 21과 같이 콘크리트 브라켓 본체와 볼트 체결장치 및 볼트, 콘크리트 라이닝 블록을 구분하여 모델링 하였으며, 받침부에 해당하는 면적에 중간슬래브 자중 및 실험하중을 재하 하였다. 경계조건은 콘크리트 라이닝에 고정단 경계조건을 적용하여 해석을 수행하였다. 해석에 사용된 하중은 중간슬래브의 자중과 실험하중 최대값인 550kN을 브라켓 받침부에 받는 하중인 137.5kN으로 환산하여 적용하였다.

4.3 해석결과

하중재하에 따른 SPC브라켓의 하중-변위그래프를 Fig. 22에 나타내었다. 그림에서 나타난 것과 같이 재하단계 초기에는 해석과 실험의 하중-변위 기울기가 유사하게 거동하다가 재하하중이 약 87.5kN에 도달하면서 실험값과 차이가 발생하는 것을 알 수 있다. 이는 Fig. 23과 같이 실험 시 재하 하중이 증가하면서 상부 슬래브에 처짐이 발생하게 되는데 처짐이 발생함에 따라 브라켓에 가해지는 하중의 분포가 브라켓의 단부쪽으로 집중되어 해석에 의한 처짐보다 크게 발생되는 것으로 판단된다.

그러나 전체적인 거동이 유사하게 나타났으며 최대하중인 137.5 kN에서의 변위는 실험에서 0.12mm, 해석에서 0.07mm로 미소하게 발생하였고, 균열 또한 발생하지 않아 안정성 및 사용성 측면에 문제가 없음을 수치해석연구를 통해서도 확인할 수 있었다.

Fig. 24는 파괴 시 ‘SPC브라켓’의 FEM해석 결과이다.

약 200kN에서 라이닝 블록과 볼트 체결부에서 초기 균열이 발생하였으며, 초기 균열이 발생한 후에도 지속적인 선형거동을 보이다가 Fig. 24(a)와 같이 약 1,260kN에서 고장력 볼트의 인발로 인하여 콘크리트 라이닝 블록에 균열이 진전되어 파괴되었다. 최종 파괴 양상은 고장력 볼트의 인장으로 인한 라이닝 콘크리트의 콘 파괴양상을 나타냈으며, ‘SPC 브라켓’ 내부에 설치된 고장력 볼트의 최대응력은 Fig. 24(b)와 같이 강재는 306.7MPa로 고장력볼트의 공칭인장강도인 750.0MPa 이하로 구조적 안정성에 문제가 없음을 나타냈다.

이 실험에 사용된 실험체는 실험상의 안전성 및 선행된 연구자료의 부족으로 인해 설계하중과 비교하여 비경제적인 단면설계가 되었으며, 이는 현장 적용 시 단면 축소 및 고장력볼트 개수의 감소를 통하여 경제적인 설계가 가능할 것으로 판단된다.

5. 결 론

이 연구에서는 복층터널의 시공속도를 개선하기 위한 방안으로 기존의 현장타설 브라켓 공정을 대체하기 위하여 공장제작 프리캐스트 브라켓을 개발하고 실물모형 재하실험과 수치해석을 통해서 구조적인 신뢰성을 입증하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 시공성이 개선된 공장제작형 조립식 ‘SPC 브라켓’ 실물모형 시험체의 정적재하실험을 통해서, 중간슬래브를 통해서 재하 된 극한하중에 대해 브라켓의 변형이나 변위는 미소하였다. 브라켓의 균열은 도로용 중간슬래브가 극한상태에 도달할 때까지 발생되지 않았으며, 터널라이닝 블록과 브라켓 사이의 벌어짐은 발생하지 않았다. 또한, H사의 케미컬 주입재로 고정된 고장력 전산볼트의 뽑힘이나 변형은 나타나지 않았다.

(2) 200만회에 해당되는 반복재하하중에 대해 ‘SPC 브라켓’과 벽체 사이를 고정하는 케미컬 앵커의 이상이나 비구조적 균열을 제외한 콘크리트의 균열은 조사되지 않았다. 또한, 피로하중을 재하 한 실험체와 재하하지 않은 실험체의 정적재하 실험 결과 거의 유사한 강성을 보여 충분한 피로성능을 충분히 가지는 것으로 판단된다.

(3) SPC브라켓에 대한 수치해석에서 선행된 실험결과와 비교하여 구조성능을 분석한 결과, 해석결과와 실험결과는 유사한 거동을 보였으며 극한상태에서 발생처짐 등이 미소하게 차이를 보였으나 사용성 및 구조 안전성 측면에서 문제가 없다고 판단된다.

본 연구에서는 복층터널을 구성하는 최적화된 브라켓 시스템의 구성부재를 모형 및 시제품을 제작하여 성능실험을 수행하였고, 이를 통해서 평가・인증단계를 거쳐 향후 발생할 프로젝트에 적용할 예정이며, 본 브라켓 공법을 Test_Bed에 적용하여 현장적용성(시공효율성)을 추가적으로 검토할 계획이다