서 론 1.
최근 국내 및 세계 경제의 발전으로 교류되는 물동량 및 교통량이 증대되고 있으며 국토의 균형적인 발전을 위, 하여 다양한 사회기반 시설물이 계획되고 시공이 진행되 고 있다 사회기반 시설의 연결고리인 교통망은 통행의 품. 질향상과 용지보상 및 환경적인 문제 등의 해결방안으로 전체 계획 노선 중 터널구간이 증가되는 추세이다.
특히 기존터널은 일반적으로 계획노선상의 산악지형을, 통과할 수 있는 최적의 친환경적인 대안으로 계획되어 왔 으나 최근 설계 및 시공기술의 비약적인 발전과 자국의, 기술력 및 브랜드 가치를 알리기 위하여 대규모 지하공간 개발 도심지 지하철 양수발전소 하저 및 해저터널 등을, , , 경쟁적으로 건설하고 있다 이러한 지하구조물은 시공과. 효율적인 유지관리를 위해서 수직구의 설치가 요구된다.
일반적으로 수직구의 단면특성은 공간 활용이 다소 비, 효율적이나 지반의 아칭효과 발생에 의한 작용외력의 감,
소와 작용외력에 대하여 압축강도만으로 저항함으로써 경 제적인 단면설계를 기대할 수 있는 원형단면이 적용되고 있다 또한 구조적인 특성으로는 독립된 수직방향의 가늘. , 고 긴 구조물로써 굴착 폭에 비하여 굴착 깊이가 크며 상, 부 토사층에서 계획고 기반암까지 단계적으로 시공됨에 따라 수직구 계획시 주변지반조건이 토사와 암반으로 구, 분된 설계개념이 적용되어야 한다.
그러나 현재 국내의 수직구 설계방법은 정립되지 않은 상태이며 일반적으로 상부 토사층에서는 작용토압을 벽체, 의 특성에 따라 주동 및 정지토압을 획일적으로 적용하고 있으며 하부 암반층에서는 암반의 강도특성에 따라 작용, 외력을 적용하지 않거나 수평터널과 동일한 설계개념에, 의하여 설계가 이뤄지고 있는 상황이다.
따라서 본 논문에서는 국내외 수직구 설계지침과 원형, 수직구 형상비가 고려된 토압이론을 고찰하였고 현재 시, 공 중인 수직구의 현장계측자료 분석을 통하여 작용하중 및 분포특성을 파악하였다 또한 이론토압 및 현장계측에. ,
현장계측을 통한 원형 수직구 작용하중 분석
Investigation of Earth Pressure on Vertical Shaft by Field Monitoring
신 영 완† ･ 문 경 선1) ･ 강 휴 택2) ･ 이 승 호3)
Shin, Youngwan ･ Moon, Kyoungsun ･ Kang, Hyutaek ･ Lee, Seungho
ABSTRACT : This research was carried in order to improve design technique for the vertical shaft of which design guide has not been proposed clearly. The deformation tendency of vertical shaft and distribution of the earth pressure around shaft were reviewed with both of theoretical earth pressure distribution suggested in design criteria and measured data which had been gained from 2 constructing shaft. The distribution of earth pressure applied on the vertical shaft was similar with the result of previous theory for the earth pressure proposed by Shin (2007). Moreover it was observed that asymmetric deformation and earth pressure around vertical shaft were caused by inhomogeneity and anisotropy of the ground. The asymmetric earth pressure ratio (RP) in soil and weathered rock were divergent according to the shape ratio. In addition, it is more reasonable that the value of asymmetric earth pressure ratio (RP) is considered less than 0.35 in the case of constructing shaft under rock.
Keywords : Vertical shaft, Earth pressure, Field monitoring, Asymmetric earth pressure
요 지 : 본 연구는 명확한 설계기준이 제시되어 있지 않은 국내의 수직구 설계기술 개선을 위하여 수행된 것으로 국내외 설계기준, 및 원형 수직구에 대한 이론적인 토압을 고찰하였고 시공중인 수직구 개소에 대하여 현장계측을 수행하여 수직구의 변형 및 작용, 2 하중분포 특성을 분석하였다 심도별 토압 및 작용하중분포는 신영완. (2007)이 제안한 이론토압과 유사한 경향을 나타내었으며 수, 직구 주변 지반의 비균질 비등방성에 의하여 편측 변형 및 토압이 발생되는 것으로 분석되었다 토사 및 풍화암의 편하중비, . (RP)는 단면형상비(H/R)에 따라 상이한 결과를 나타내었고 암반은, 35.0%미만의 편하중비(RP)를 적용하는 것이 적정한 것으로 검토되었다. 주요어 : 수직구 토압 현장계측 편하중, , ,
† 정회원 주 하경엔지니어링 터널지반부 상무, ( ) (E-mail : [email protected]) 한국지반환경공학회 논문집
제 권 제 호9 4 2008년 월6 pp. 63～76
의하여 환산된 토압결과를 비교 분석하였다 수직구 현장･ . 계측은 신분당선 전철00 00～ 구간에 위치한 수직구 개소2 에 대하여 지반조건별 수직구 거동특성 및 작용외력을 파 악하기 위하여 설계 계측수량 이외에 추가적으로 차원3 내공변위 계측시스템 변형률계 및 응력계를 설치하였다, .
수직구 배면지반의 거동특성 2.
수직구 상부 토사조건 2.1
원형수직구 배면지반의 거동은 지표근처 저심도에서는 주로 중력에 의존하며 세 가지 응력성분인 연직응력, (σz), 반경방향응력(σr) 및 접선방향응력(σθ)의 영향을 받는 차3 원 거동 특성을 나타낸다(Wong 등, 1988a). 원형수직구의 굴착은 주변지반이 수평 및 연직방향으로 변형을 일으키 는 응력이완으로 모사할 수 있다 과도한 응력이완은 영구. 소성변형을 발생시켜 주변지반의 항복을 유발하는데 이는, 지지압력의 크기 벽체변위 소성영역의 크기 등에 의존한, , 다 수직구 굴착 시 응력이완은 주변지반의 응력재분배를. 유발하고 이는 그림 과 같이 연직 및 수평아칭을 발생시3 킨다 반경방향응력. (σr)의 이완은 수평면에서의 접선방향 응력(σθ, hoop stress)의 증가를 유발하며 아래방향으로 볼, 록한 응력궤적(Handy, 1985)을 나타내는 연직아칭은 지반 이 하향 이동한 만큼 소성영역의 크기가 증가했을 때 나타 난다 여기서 충분한 지지압력이 작용하여 안정한 아치가. , 유지된다면 붕괴되지 않는다.
등은 수치해석을 수행하여 원통형벽체의 Wong(1988)
변형에 따른 배면지반의 응력분포를 그림 와 같이 나타4
그림1.수직구 개념도
토사 및 풍화암 구간 단면
(a) (A-A )
암반구간 단면
(b) (B-B )
그림2.수직구 단면도
수평면에서의 아칭 (a)
연직면에서의 아칭 (b)
그림3.원형 수직구 배면지반의 아칭(Wong등, 1988a)
내었다.
결과적으로 붕괴를 방지하기 위한 하중이 필요하며 이, 하중이 벽체에 작용하는 주동토압이다 따라서 원형수직. , 구에 설치된 원통형 흙막이 벽체에 작용하는 토압은 수평 및 연직아칭의 발생으로 인하여 연직아칭만이 발생하는 평면변형조건의 토압보다 작아지게 된다.
수직구 하부 암반조건 2.2
수직구 주변에서 차 응력2 이 암반강도를 초과하면 수, 직구 라이닝과 수직구 바닥의 소성영역 내부는 이완되거 나 균열이 발생한다.
는 탄성영역에서 소성영역으로 전환될 때
Roesner(1983) ,
암반의 응력상태를 다음과 같이 정의하였다 소성영역은. 초기응력의 약 배가 되는 순간 발생되며 견고한 암반에2 , 서는 암벽이 갑자기 함몰하거나 파괴되고 소성암반에서는, 응력이완영역의 확대가 점차적으로 진행되어 공동내부로 소성 관입된다 탄성암반에서 수직구 벽면에서의 접선응력. (σθ)은 초기응력의 배이고 반경응력2 (σr)은 이다0 .
또한 수직구 발파진동에 의하여 파괴된 암반을 포함하, 여 소성암반 내에서의 응력은 암반의 탄성영역으로 전이
되는데 이 곳에서는 암반지지능력이 더 높고 추가 변형이, 발생한다 소성영역의 범위는 지중응력의 크기 암반 강도. , 및 라이닝 압력에 좌우되는데 수직구 직경, (D)의 배보다2 작다.
는 라이닝 변위는 무지보 구간 Kaiser & Mackay(1982)
이 수직구 직경을 초과하여 증가할 때 급격히 감소하는 경 향을 나타내므로 허용변위까지 라이닝 시공을 지연하면, 지보압을 약10%정도까지 감소시킬 수 있는 것으로 제안 하였다.
또한 수직구 굴착에 따른 주변 암반의 응력상태 변화에, 대하여 언급하였다 반경응력. (σr)은 수직구 바닥 아래에서 급격히 증가하며 접선응력, (σθ)은 점차적으로 증가하여 수직 구 바닥 하부2.0D(D:수직구 직경 에서 일정해진다 접선응) . 력 변화의 약 54%가 수직구 바닥면에서 발생하며 바닥위,
거리에서 접선응력
1.0D (σθ) 변화의 약 68%가 라이닝 시공 전에 발생한다 반경응력. (σr) 변화의 약78%가 수직구 바닥 바로 밑에서 발생하며, 85%가 라이닝 시공전에 발생한다.
구 분 탄성상태 소성도달 시점 소성상태
수직구 주변 응력분포
벽체배면 응력상태
그림4. 원형 수직구 배면지반의 응력분포(Wong등, 1988a)
그림5. 원형 수직구 주변의 이완대 균열 그림6.수직구 굴착 중의 응력분포
수직구 벽면 및 바닥부가 파괴되었다면 각각 지보압이, 정도 감소된다
33%, 20% .
국내 외 수직구 설계지침 고찰 3. ･
수직구는 일반적인 수평터널과 달리 지표에서 하부로, 변하는 지반조건 사용목적에 따른 단면형상 및 지보재로, 서 콘크리트 라이닝의 역할 등에 의하여 독립된 설계개념 이 요구된다 본 장에서는 수직구 관련 국내 외 설계지침. ･ 을 고찰하였다.
국내 설계지침 고찰 3.1
국내 수직구 관련 설계 기준 지침 및 시방기준은 많지, 않으며 구체적인 지침이 제시되어 있지 않은 상태이다, .
수직구 설계기준에 대하여 간략하게 언급한 터널설계기 준과 철도설계기준 노반편 에서는 기본적으로 콘크리트 라( ) 이닝 또는 강지보재가 주지보재인 경우와 록볼트 및 숏크 리트가 주지보재인 경우로 구분하였으며 록볼트 및 숏크, 리트로 시공하는 경우에는 라이닝 두께는 20 40cm～ 로 설 계하고 단면의 크기에 따라 증감하도록 규정하고 있다 또. 한 굴착 즉시 콘크리트, 라이닝을 설치하는 경우에는 작용 하중을 콘크리트 라이닝이 받는 것으로 기술되어 있으며, 지질구조가 복잡하여 작용하중을 정확히 예측할 수 없을 경우에는 작용하중을 균등하게 콘크리트 라이닝에 작용시 키는 것으로 규정되어 최근까지 설계에 반영되고 있었으 나 최근 복잡한 지질구조와 현저한 지반 및 지형 특성상, 비대칭일 경우 편하중을 재하하도록 개정되었다 터널설계( 기준, 2007).
국외 설계지침 고찰 3.2
미국 영국 캐나다 일본 등의 설계지침 및 시방 기준서, , , 를 분석한 결과 유럽이나 북미 국가들의 경우 국내사례, , 와 마찬가지로 일부 설계지침에 간략하게 기술되어 있으 나 설계자나 설계회사의 고유기술을 근거로 설계를 수행, 하고 있는 것으로 조사되었다.
일본의 경우에는 여러 기관에서 비교적 일반화되고 구 체적인 설계지침을 제시하고 있으나 관련 기관마다 수직, 구 규모 및 경제성 등을 고려하여 다소 상이한 작용하중 기준을 적용하는 것으로 분석되었다.
특히 그림 과 같이 콘크리트 라이닝 설계시 국내의 근래, 7 설계실적사례와는 상이하게 균등하중에 편압을 추가적으로
표1.일본 설계지침 내용 요약
구 분
산악터널의 입갱과 사갱 일본토목학회( , 터널공학위원회, 1994)
대심도 토류벽 설계 시공지침(1994)･
지중송전선용 심부 입갱 동도의 조사 설계･ , ,
시공 계측지침, (1982)
전력시설 지하구조물 설계와 시공(1986)
심 도 대규모 30m 50m～ 50m 60m～ -
단면형상 기본적으로 원형 대칭단면 - -
지 반 토사 암반～ 충적층 홍적층, 미고결 저고결 지반, -
콘크리트 라이닝
하중
토 압
해외연구 계산식 적용 Protodjakonov
∙
∙하이제 Lame
∙ Daniel
∙
정지토압 적용
∙사질토 Ko=1-sinΦ
∙점성토 Ko=0.5, N 8≥ Ko=0.6, 8 N 4＞ ≥ Ko=0.7, 4 N 2＞ ≥ Ko=0.8, 2 N＞
정지토압에 가까운 값
인모래 자갈 및 인 N<50 N<10
∙ ･
점성토: Ko=0.5 인모래 자갈 N 50 : Ko=0.3
∙ ≥ ･
인 점성토 이암 등
N 10 , :
∙ ≥
P=0.1 0.2MPa∼
정지토압 적용 일 반: Ko=0.5
∙
사질토: Ko=0.4 0.6
∙ ∼
점성토: Ko=0.5 1.0
∙ ∼
편 압 ∙ 후에르베르 ∙ 정지토압의10 20%～ ∙ 수평토압의5 10%～ ∙ 정지토압의10 20%～ 국내사례
(a)
일본설계 지침 (b)
그림7. 콘크리트 라이닝 하중적용 모식도
작용시키고 있다 이는 다수의 시공경험과 현장계측을 통하. , 여 원형 수직구 단면이 작용외력에 대하여 탄성적인 거동과 응력상태를 나타내지 않는 것을 고려한 것으로 판단된다.
수직구 콘크리트 라이닝 단면설계 방법 4.
수직구 콘크리트 라이닝 구조해석은 원형단면을 빔요소 로 모델링해서 토압 수압 및 편하중 등의 하중을 작용시, 켜 단면력을 산출한다.
일반적으로 구조모델에서 균등하중과 편하중을 동시에, 작용시키는 경우와 하중을 각각 작용시켜 산출된 단면력 을 합하는 경우로 크게 구분되며 지반스프링의 모델 종류, , 적용범위 및 방향 등에 따라 다음과 같은 해석방법이 대표 적으로 사용되고 있다.
표2.수직구 콘크리트 라이닝 구조계산 방법
구 분 구조계산 방법
균등하중 및 편하중 동시 계산법
관용계산법
∙
전주지반스프링 모델
∙
전 측압해석용 부분지반스프링 모델
∙
수평지반스프링 모델
∙
전 측압해석용 비인장 지반스프링 모델
∙ 균등하중 및 편하중
분리 계산법
측압분리해석용 부분지반스프링 모델
∙
측압분리해석용 비인장 스프링 모델
∙
상기 표 의 콘크리트 라이닝 구조해석 모델을 통한 변2 위 및 단면력은 규모가 작은 원형 수직구에서는 비슷한 결 과를 나타내나 수직구 라이닝의 규모가 커질수록 균등하, 중 및 편하중 동시 계산법과 분리 계산법의 결과차이는 커 지는 것으로 보고되어 있다.
콘크리트 라이닝에 작용하는 하중은 근본적으로 지반 을 통하여 발생되어 전달되는 복합하중이므로 전 측압, 해석용 비인장 지반스프링 모델과 같이 지반스프링이 모 사된 라이닝에 균등 및 편하중을 동시에 작용시키는 것
이 원형수직구의 실제 거동을 가장 잘 표현한 계산법이 다 따라서 실무에서 가장 일반적인 방법으로 적용되고. , 있다.
기존 수직구 라이닝에 작용하는 토압이론의 5.
고찰
수직구 라이닝에 작용하는 하중은 상부 토사층과 하부 의 암반층으로 구분된다 토사구간에서는. Terzaghi(1943), Berezantzev(1952), Steinfeld(1958), Prater(1977), Műller- 등의 많은 연구자들이 원형수직구와 Kirchenbauer(1980)
같은 원통형 벽체에 작용하는 토압산정식을 제안하였다.
그러나 기존에 제안된 토압산정식은 벽체형상비, (H/R) 변 화에 따른 수평방향 아칭효과 상재하중 및 벽면마찰의 영, 향에 의한 연직방향 아칭효과 등을 적절히 반영하고 있지 못하여 실측값과 상이한 결과를 나타내는 한계가 존재하 여 근래, Wong(1988), 신영완(2007), 이인모(2007)등에 의 하여 보완된 토압식이 제시되었다.
암반층구간에서는 굴착대상지반을 탄성 및 소성조건으 로 가정하여 Savin(1961), Terzaghi(1943a), Talobre(1957), 등이 암반 하중식을 제안하였 Coates(1981), Ladanyi(1974)
으나 원형 수직구의 형상비 미고려와 하중식 도출시 가정, 조건 등으로 인하여 모든 암반조건의 수직구에 적용하기 에는 한계성을 나타내고 있다.
따라서 본 연구에서는 설계적용이 가능한 기존의 제안, 식과 현장계측자료의 비교를 목적으로 원형 수직구의 토, 사굴착구간의 토압은 신영완(2007)이 제안한 토압식과 비 교하였으며 암반 굴착구간의 토압은 탄소성론에 근간을, 둔 변형구속법(CCM)을 통해 산정된 적용하중과 비교 검･ 토하였다.
토사지반 수직구 흙막이 벽체에 작용하는 토압 5.1
토사지반에 설치되는 수직구 흙막이 벽체는 일반적으로, 벽체강성 및 시공방법에 따라 연성벽체와 강성벽체로 구 분되므로 토압산정시 각 흙막이 벽체의 거동특성이 고려, 된 토압산정방법을 적용하는 것이 중요하다.
강성벽체의 경우 미소한 수직구 내공변위를 최대한 구, 속시키므로 암반과 같은 변형구속법(CCM)을 활용한 토압 산정이 적정하며 본 현장계측 대상인 연성벽체의 경우, , 신영완(2007)의 논문을 근거로 요약하면 원형수직구 형상 비(H/R)에 따라 표 과 같이 토압을 산정하는 것이 적정할3 것으로 판단된다.
표 은 원형 수직구 연성벽체조건에서 파괴양상에 대한3 그림8.전 측압해석용 비인장 지반스프링 모델의 하중작용 모식도
토압분포를 실험적인 방법에 의하여 정리한 결과로 수직, 구 주변 지반의 공학적인 특성에 따라 다소 차이가 있을 수 있으나 신뢰성이 높은 것으로 판단된다.
깔대기형 파괴활동면에 대한 주동토압 5.1.1
깔대기형 파괴활동면 형상에 대한 힘의 평형관계를 나 타내면 그림 와 같고 이로부터 다음 토압식이 유도된다9 ,
천병식 등 ( , 2006).
(a)
(b)
그림9.활동토체의 미소수평요소에서의 힘의 평형
(1)
(2)
여기서,
q : 상재하중 M :
A : 임의의 깊이 에서의 활동토체의 수평 단면적z
( )
r : 벽체 중심으로부터 파괴활동면까지 거리 (
) δ : 벽마찰각(δ≒가정) λ :
β :
Kw: 토압계수(Paik & Salgado, 2003)
γ=18kN/m3 δ=30°
φ=30°
H=20m R=4m H/R=5 0
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
0 20 40 60 80 100 120 140 pi (kPa)
z (m)
Proposed(깔대기형파괴) Coulomb(2D)
Paik and Salgado(2D)
그림10.깔대기형 활동파괴시 주동토압분포
원기둥형 파괴활동면에 대한 주동토압 5.1.2
원기둥형 파괴활동면 형상 및 힘의 평형관계는 그림11 과 같이 가정하였고 이를 수학적으로 정리하여 미분방정, 표3.연성벽체 형상비에 따른 파괴활동면 형상
구 분 H/R < 2 2 < H/R < 6 6 < H/R
파 괴 활동면 형 상
적용 토압식 평면 변형조건의Coulomb주동 토압 깔대기형 파괴면에 대한 주동 토압 원기둥형 파괴면에 대한 주동 토압
식을 풀면 다음과 같은 토압식을 유도할 수 있다 신영완( , 2007).
(a)
(b)
그림11. 활동토체의 미소수평요소에서의 힘의 평형
(3)
(4)
여기서,
q : 상재하중 M :
A : 임의의 깊이 에서의 활동토체의 수평 단면적z ( )
δ : 벽마찰각(δ≒가정) λ :
Kw: 토압계수(Paik & Salgado, 2003)
fcr : 보정계수( 1.5)≒
γ=18kN/m3 δ=30°
φ=30°
H=28m R=4m H/R=7 0
4
8
12
16
20
24
28
0 20 40 60 80 100 120 140 160 pi (kPa)
z (m)
Proposed(원기둥형파괴) Coulomb(2D)
Paik and Salgado(2D)
그림12.원기둥형 활동파괴시 주동토압분포
암반 수직구 라이닝에 작용하는 하중 5.2
암반 수직구 라이닝에 작용하는 하중은 그림13과 같이 가 제시한 변형구속법 을 활용하 Duncan Fama(1993) (CCM)
면 산정할 수 있다 이 때 수직구 라이닝은 지보재로 간주. ,
(a)
(b)
그림13.변형구속법(CCM)개념도
하여 지보재 특성곡선을 결정한다.
지반반응곡선식은 탄성변위 Uie와 소성변위 Uip로 구분 하여 다음과 같이 나타낼 수 있다.
(5)
(6)
여기서,
지보재 특성곡선에서 벽체변위 uri와 토압 Pi의 관계는 조건식에 의하여 식 과 같이 나타 Thick Wall Cylinder (7)
낼 수 있다.
(7)
수직구 현장계측분석 6.
수직구 현황 6.1
현장 계측을 수행한 수직구(#2, #3)는 신분당선 전철 민간투자사업00 00～ 구간 소재의 작업구로서 원활한 버, 력처리 및 공사기간 단축을 위하여 그림14와 같이 계획 되었다.
수직구는 작용토압에 대하여 구조적으로 안정한 직경 의 원형단면이며 비교적 지반조건이 불량한 도심지
14.0m ,
조건을 고려하여 상부 토사층에는 지반 차수 그라우팅을( ) 실시하고 파쇄가 심한 경암층까지 토류벽을 적용하였다. 또한 계획고까지H형 엄지말뚝을 설치하고 링빔으로 보강 하는 것으로 설계 및 시공되었다.
계측현황 6.2
현장계측은 그림15와 같이 수직구 주변의 지반조건을 고려하여 내공 변위계 링빔 변형률계 및 숏크리트 응력계, 를 설치하여 계측 데이터를 획득한 후 계측 데이터 분석, 을 통하여 수직구 굴착으로 인한 거동특성 및 작용하중(Pi) 을 검토하였다.
내공 변위계 6.2.1
본 수직구는 공사용 작업구로 사용되므로 타 작업진행, 에 영향이 최소화되도록 광파측정기에 의하여 내공변위를
수직구 (a) #2
수직구 (b) #3 그림14.수직구 보강현황
표4.지반 물성값
구 분 토사 풍화토( ) 풍화암 연암 경암
단위중량(kN/m2) 19 20 24 25
지반변형계수(MPa) 18 150 1,300 15,000
포아송비 0.33 0.30 0.26 0.22
점착력(MPa) 0.012 0.028 1.27 5.53
내부마찰각(°) 28 30 32 42
측정하였다.
측정 위치는 수직구 굴착심도 및 지반조건을 고려하여, 수직구 는#2 4측선 수직구 에는, #3 3측선을 계획하였으며,
각 측선마다 개소의 측점을 설치하여 굴착중 수직구 변8 형특성을 파악할 수 있도록 하였다.
링빔 변형률계
6.2.2 (Ring Beam)
토사 및 풍화암부에 작용하는 토압을 측정하기 위하여 설치한 링빔 변형률계는 링빔의 측점마다4 내측과 외측에 설치하여 굴착이 진행됨에 따라 발생되는 작용하중의 변, 화를 측정하였다.
측정위치는 수직구의 지반조건을 고려하여 수직구#2 및 에 각각 개와 개 측선을 설치하였다
#3 3 2 .
그림17.링빔 변형률계 부착 현황
숏크리트 응력계 6.2.3
수직구 암반구간에 설치되는 숏크리트의 변형특성에 따 른 응력을 파악하기 위하여, 1측선 측점을 수직구 의 숏6 #2 수직구
(a) #2 (b)수직구 #3
그림15.현장계측 현황
그림16.내공 변위계 설치현황 그림18.숏크리트 응력계 설치현황
크리트 타설구간에 개 측선을 설치하여 수직구 시공 중3 , 응력변화를 측정하였다.
계측 데이터 분석 6.3
본 계측 현장의 수직구는 굴착 중 횡갱 접속심도에서, 병행 시공하는 것으로 계획되어 수직구 주변 지반조건에, 의한 작용하중 외에 수직구 가시설의 구조적인 변형 및, 응력변화가 수반된다.
따라서 현장계측은 수직구의 굴착심도가 횡갱에 접속, 되기 전까지의 자료만을 획득하여 내공변위 링빔 및 숏크, 리트의 응력을 분석하였다 수직구( #2 : 37.7m, 수직구#3 : 23.5m).
내공변위 6.3.1
일반적으로 터널의 천단 및 내공변위계측은 굴착 및 초, 기 지보재 설치 후 수행되므로 선행변위와 미계측 변위, 측정이 매우 곤란하다.
그러나 지속적인 내공변위계측은 터널 굴착이 진행됨, 에 따라 터널과 주변지반의 상호작용에 의한 거동특성을 파악할 수 있으므로 시공중 안정성 및 지보시스템의 적정, 성을 평가할 수 있는 중요한 자료로 사용된다.
따라서 수직구 와, #2 #3에 대하여 굴착단계별 내공변위 를 측정한 결과 그림, 19와 같이 지반 차수 그라우팅과 토( ) 류벽으로 보강된 수직구 상부에서 변위량이 상대적으로
작았으며 굴착이 진행됨에 따라 내공변위가 증가하는 경, 향을 나타냈다 특히 수직구의 단계적 굴착에 의한 변형. , 특성은 계획고하 1.5m까지 시공된 엄지말뚝에 의하여 하 부 연 경암층 굴착시 발생되는 내공변위 발생 경향이 상･ 부 수직구 변형에 영향을 주는 것으로 파악되었다.
수직구 내공변위의 형상은 심도별 지반조건 및 암반의 불연속면의 특성에 따라 변위량과 변위 방향성은 상이하, 나 편측변형이 발생하는 것으로 분석되었다 이는 일반적. , 으로 수직구 설계시 가정하는 지반의 균질 및 등방조건에 의한 균일한 내측변위와는 부합되지 않는 결과로 실제 지, 반은 비균질 비등방하며 동일 심도에서 분할 시공되는, , 수직구 가시설의 구조적인 특성에 의하여 완전한 원형 구 조물로써의 거동을 나타내지 못하는 것으로 판단된다.
링빔 응력
6.3.2 (Ring Beam)
수직구 지보시스템 중에서 일정한 단면형상 및 강도특 성에 의하여 수직구에 작용하는 하중에 대하여 일반화된, 변형 및 응력특성을 나타낼 것으로 기대되는 링빔(Ring 의 응력을 측정한 결과 수직구 위치 계측심 Beam) , (#2, #3), 도 및 지반조건에 따라 다음 그림 20과 같이 분석되었다.
링빔에 발생된 응력경향은 상기 검토된 편측 내공변위 의 영향으로 편측응력이 발생되는 것으로 분석되었고 지, 반의 공학적인 강도특성이 불량한 상부 토사 및 풍화암 구 간에서 상대적으로 큰 응력값이 발생되는 것으로 검토되 었다.
수직구#2
수직구#3
그림19.수직구 내공변위 발생 경향
숏크리트 응력 6.3.3
수직구 의 경암구간에 적용된 지보재인 숏크리트의 응#2 력변화를 굴착단계별로 측정한 결과 그림, 21과 같이 편측 응력이 발생되는 것으로 분석되었다.
현장계측에 의한 숏크리트 응력은 정확한 숏크리트 단 면형상을 시공할 수 없는 기술적인 여건과 계측기 설치시 발생될 수 있는 오류로 결과의 오차가 수반되나 본 숏크, 리트 계측 응력분포는 상기 검토된 내공변위 경향 및 링빔 응력 결과와 비교적 부합되는 경향을 나타내는 것으로 검 토되었다.
계측 심도가 깊어질수록 응력값이 작아지는 것으로 분 석되었다 이는 비교적 양호한 강도특성을 나타내는 암반. , 조건하에서 굴착면의 지보효과에 기인한 것으로 판단된다.
수직구 및 횡갱 병행시공에 의한 응력특성 6.3.4
본 현장의 수직구는 앞서 언급한 바와 같이 수직구와 횡 갱이 병행 시공되는 것으로 계획되어 횡갱굴착에 의한 추, 가적인 지보재 변형 및 응력분포 변화가 발생될 수 있다.
그림22는 기 설치된 수직구 링빔과 숏크리트에 대하여 수직구 및 횡갱이 병행 시공될 때 응력변화를 나타낸 것으 수직구#2
수직구#3
그림20.수직구 링빔(Ring Beam)응력 경향
수직구#2
그림21.수직구 숏크리트 응력 경향
로 횡갱굴착이 시작되는 시점부터 수직구 가시설의 변형, 에 의하여 응력이 급격히 증가하는 경향이 발생되었다 이. 는 수직구 가시설 설계 시 고려되어야 하나 수직구 주변, , 지반 및 암반의 이완하중에 의하여 발생되는 응력과는 구 분되어 콘크리트 라이닝 설계에 반영되어야 할 것으로 판 단된다.
수직구에 작용하는 토압분포 7.
계측자료를 활용한 토압평가방법 7.1
빔(Beam)요소의 특성을 갖는 부재의 변형 및 응력특성 은 그림 23과 같이 내 외면을 구분하여 축력과 모멘트력･ 으로 구분할 수 있다.
본 연구에서는 링빔 및 숏크리트에서 측정된 응력으로 작용토압(Pi)을 구하기 위하여 링빔 및 숏크리트 라이닝이, 완전한 원형으로 거동한다는 가정조건하에서 링빔의 축력 과 숏크리트 라이닝의 접선응력(σθ)으로부터 환산하였다.
그림23.링빔의 내 외면 부재력 모식도･
계측환산 토압 검토 7.2
수직구의 형상 및 지반조건을 고려한 이론토압과 현장
계측자료 분석을 통한 계측토압을 비교 검토한 결과 다음･ , 그림 24와 같은 토압분포를 나타냈다.
수직구#2, #3의 토사 및 풍화암 구간의 토압분포는 상 기 표에서 제시한 이론적인 기준에 의하면 수직구 의 형, #2 상비(H/R)가 1.7(<2.0)로 평면변형조건 주동토압(Coulomb) 이 수직구 의 형상비, #3 (H/R)는 3.4(>2.0)로 깔대기형 파괴 면에 대한 주동토압분포를 나타낸다 이에 링빔 응력과 숏. , 크리트 라이닝 응력을 토압식에 의하여 환산한 결과 현장, 계측토압이 최대 계측토압기준으로 이론토압보다 15.0～
정도 작은 분포를 나타냈으나 심도별 토압경향은
37.5% ,
유사한 특성을 나타내는 것으로 분석되었다.
연 경암 구간의 작용하중은 변형구속법･ (CCM)을 이용한 작용하중식으로 환산한 결과 연암층의 강도특성의 불확실, 성과 상부 토사 및 풍화암층에 의한 상재하중 등에 의하여 지층경계부에서 계측하중과 다소 부합되지 않으나 전체적, 으로 현장 계측하중이 최대 계측하중기준으로 이론하중보
0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 18.0
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
경과일수(Day)
응력(MPa)
S-1 S-2 S-3 S-4 수직구#2 링빔 횡갱굴착
( G L -2 7 .5 m)
0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 경과일수(Day)
응력(MPa)
L-1 L-2
L-3 L-4
L-5 L-6
수직구#2 숏크리트 횡갱굴착 ( G L -2 7 .5 m)
시공단계별 링빔 응력 변화
(a) (b)시공단계별 숏크리트 응력 변화
그림22.수직구 횡갱 병행 시공시 지보재 응력 변화-
표5.링빔 및 숏크리트 라이닝 토압 환산식
링 빔 숏크리트 라이닝
여기서, Pi :주동토압
링빔 반경 R :
링빔 축력 F :
여기서, Pi : 주동토압
숏크리트 반경 R :
숏크리트 접선응력 s :
σ
숏크리트 두께 t :
다 5.0% 42.1%～ 정도 작은 유사한 분포를 나타내는 것으 로 분석되었다.
이 때 원형 수직구의 단면형상 탄성상태, , (Pcr<0, Pcr은 암반의 탄성과 소성의 경계부에서의 임계하중 인 수직구) 주변 암반조건 및 지층 경계부 계측하중 수직구( #2) 등을 고려하였을 때 실제 암반의 작용하중은 이론하중에 비하, 여 크지 않을 것으로 판단된다.
또한 검토된 계측토압 및 하중을, 토대로 지반조건별 편 하중비(RP)를 결정한 결과 토사 및 풍화암구간에서는 수, 직구 단면 형상비(H/R)에 따라 편하중비(RP)를 차등 적용 해야 하며 암반의 경우 강도특성이 토사 및 풍화암에 비, 하여 상대적으로 크므로, 35% 미만의 작은 편하중비(RP) 적용이 적정한 것으로 검토되었다.
결 론 8.
본 연구는 국내 설계기준이 명확하지 않은 수직구 설계 에 관한 것으로 현장 수직구 계측을 수행하여 수직구 시,
공 중 변형특성을 검토하였다 또한 각 지층에서 측정된. , 링빔 및 지보재 응력을 통하여 환산된 계측토압을 신영완 이 제안한 토사 및 암반에서의 수직구 이론토압과 (2007)
비교 검토하였다.
연구수행 결과를 종합하면 다음과 같다.
(1) 국내 수직구 설계 및 시공사례를 고찰해 본 결과 기존, 수직구 설계기준은 매우 미흡한 상태이고 최근 개정, 된 터널설계기준(2007)에 수직구 콘크리트 라이닝 설 계시 편하중 작용에 대하여 간략히 언급되어 있다 따. 라서 수직구 설계를 위한 구체적인 설계기술 및 기준, 의 제시가 요구된다 특히 콘크리트 라이닝 설계시 수. , 직구 주변 지반의 공학적인 특성이 반영된 작용토압 및 하중의 규명이 선행되어야 할 것으로 판단된다.
(2) 수직구 굴착에 따른 심도별 변형특성을 분석한 결과, 연직방향으로 시공된 엄지말뚝과 횡방향 링빔에 의하 여 수직구의 단계적 굴착에 따라 지속적으로 내공변, 위가 증가하는 경향을 나타냈다.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140 pi (kPa)
z (m)
Proposed(수직구#2) Coulomb(2D)
토사 및 풍화암 H/R=1.7
연암
경암 R i n g Be a m
R i n g Be a m S h o t c r e t e
S h o t c r e t e 7.5~35.6k P a
7.8~19.2k P a
15.0~15.9k P a 1.5~12.4k P a
2.8~8.1k P a S h o t c r e t e
0
5
10
15
20
25
30
0 20 40 60 80 100 120 140 pi (kPa)
z (m)
Proposed(수직구#3) Coulomb(2D)
토사 및 풍화암 H/R=3.4
연암 R i n g Be a m
R i n g Be a m
16.7~28.8k P a
6.6~19.2k P a
수직구 계측토압 분포
(a) #2 (b)수직구#3계측토압 분포
그림24.이론토압과 현장계측토압 비교분석
표6.지반조건별 편토압
구분 심도
(m)
편토압 ( P, kPa)Δ
측압계수 (K0)
균등토압 (Pmin, kPa)
편하중비(RP)
RP = (Pmax-Pmin)/Pmin 비고 토 사
및 풍화암
수직구#2 7.5 24.0
0.53
56.9 42.2 35 50%～ H/R < 2.0
수직구#3 9.5 5.6 17.0 33.9
25 35%～ H/R > 2.0
13.5 2.2 10.2 21.6
연 암 21.5 1.9
1.0
11.6 16.4
35%미만 -
경 암 27.5 1.0 14.5 7.0
35.5 1.7 5.1 33.3
수직구 주변 지반 및 암반의 비균질 비등방 특성과 동, 일 심도에서 분할 시공되는 수직구 가시설의 구조적인 특성에 의하여 완전한 원형 구조물로써 탄성적인 변, 형이 아닌 편측 및 비대칭 변형을 나타내는 것으로 검 토되었다.
(3) 수직구 와#2 #3에 설치된 링빔 및 숏크리트 라이닝의 응력을 측정한 결과 내공변위 편향의 영향으로 편측, 응력이 발생되는 것으로 검토되었다 또한 응력측정. , 심도별 편하중비는 지반조건이 상대적으로 불량한 토 사 및 풍화암층에서 암반층으로 갈수록 감소하는 경향 을 나타내었다.
(4) 수직구#2, #3의 링빔과 숏크리트 라이닝에서 측정된 지층심도별 응력을 토대로 계측토압 및 하중으로 환산 한 결과 신영완, (2007)이 제시한 이론토압과 유사한 분 포를 나타내는 것으로 분석되었다.
또한 계측토압 및 하중산정에 의한 적용 편하중비, (RP) 를 검토한 결과 토사 및 풍화암층에서는 수직구 주변, 지반의 종 횡방향 아칭효과를 기대할 수 있는 단면형･ 상비(H/R) 2.0이상 조건에서는 25 35%～ 의 편하중비 (RP) , 2.0를 이하 조건에서는 35 50%～ 의 편하중비(RP) 적용이 적정한 것으로 평가되었으며 암반층에서는, 35%
(K0=1.0)미만의 편하중비(RP)를 적용하는 것이 적정한 것으로 검토되었다.
감사의 글
본 연구는 국토해양부가 출연하고 한국건설교통기술평 가원에서 위탁시행한2005년도 건설핵심기술연구개발사업 과제번호 건설핵심 과제명 해저시설물 차폐기 ( : 05- D10, :
술연구 에 의하여 연구비가 지원되었습니다 또한 수직구) . , 현장계측을 수행할 수 있도록 배려해주신 신분당선 전철
공사현장 관계자분들께 감사드립니다
(OO OO)～ .
참 고 문 헌
1. 선단건설기술센터(1994), 대심도 토류벽 설계 시공지침･ . 2. 신영완 사공명, (2007), 벽체형상비의 영향을 합리적으로 고려
한 원형 수직구 벽체에 작용하는 토압산정방법, 한국터널공
학회 논문집, 제 권 제 호9 , 2 , pp. 143 155.～
3. 이인모 문홍표 이대수 김경렬, , , (2007), 다층지반에서의 아칭 효과에 의한 수직갱 토압, 한국터널공학회 논문집, 제 권 제9 , 1 , pp. 49 62.호 ～
4. 일본토목학회 터널공학위원회(1994),산악터널의 입갱과 사갱.
5. 일본터널기술협회(1982), 지중송전선용 심부입갱 동도의 조, 사 설계 시공 계측지침, , , .
6. 전력토목기술협회(1986),전력시설 지하구조물의 설계와 시공. 7. 천병식 신영완, (2006), 원형수직구의 흙막이 벽체에 작용하는 주동토압,한국지반환경공학회 논문집, 제 권 제 호7 , 4 , pp. 15～
24.
8. 천병식 신영완 문경선, , (2004), 사질토 지반의 원형수직구에 설치된 흙막이벽에 작용하는 토압 적용성 연구: ,한국지반공 학회 논문집, 제 권 제 호20 4 , pp. 75 88.～
9. 터널설계기준(2007), 한국터널공학회, pp. 91 96.～
10. Berezantzev, V.G.(1952), “An axial-symmetric problem of limit equilibrium in a cohesionless medium,” Moscow.
11. Coates, D.F.(1981), Rock mechanics principles : energy, mines and resources, Canada, Chapter 2 and 3.
12. Duncan Fama ME.(1993), Numerical modelling of yield zones in weak rock, Comprehensive rock engineering, Vol. 2, Oxford : Pergamon, pp. 49 75.～
13. Handy, R.L.(1985), “The arch in soil arching,” J. of Geotech.
Engrg., ASCE, Vol. 111, No. 3, pp. 302 318.～
14. Kaiser, P.K. and Mackay, C. and Morgenstern, N.R., 1982, Performance of shaft inweak rock: Symp. on Caverns and Pressure shafts, Aschen, Vol. 2, pp. 613 622.～
15. Ladanyi, B.(1974), “Use of the long-term strength concept in the determination of ground pressure on tunnel linings”, Advances in Rock Mechanics, Third Congress of the International Society for Rock Mechanics, Vol. 2.B, pp. 1150 1156.～
16. Müller-Kirchenbauer, H., B. Walz U.H. Klapperich(1980),
“Experimentelle und Theoretische Untersuchungen zum Erd- druckproblem auf radial symmetrische Senkkästen und Schächte.
Veröff. des Grundbauinstitutes der TU Berlin, H.7, pp. 113.
17. Paik, K.H., and Salgado, R.(2003), Estimation of active earth pressure against rigid retaining walls considering arching effects, Geotechnique, Vol. 53, No. 7, pp. 643 653.～
18. Prater, E.G.(1977), “An examination of some theories of earth pressure on shaft linings,” Can. Geotech. J., Vol. 14. pp. 91～
106.
19. Roesner, E.K., Poppen, S.A.G. and Konopka, J.C., 1983, Stability during shaft sinking: lst Int. conf.on Stability in Underground Mining, August 16 18, 1982,～ Canada, pp. 182 199.～ 20. Savin, G.(1961), Stress concentration around holes, Pergamon
Press.
21. Steinfeld, K., “Uber den erddruck auf schacht und brunnen- wandungen,” Contribution to the Foundation Engineering Meering, Hambrug, German Soc. of Soil Mech. Found. Eng., pp. 111～
126.
22. Talobre, J.(1957), La mechanique des roches, Dunod, Paris, p.
444.
23. Terzaghi, K.(1943a), Theoretical soil mechanics, John Wiley and Sons, pp. 66 76.～
24. Wong, R.C.K., and Kaiser, P.K.(1988a), Design and performance evaluation of vertical shafts: rational shaft design method and verification of design method, Can. Geotech. J., Vol. 25. pp.
320 337.～
25. Wong, R.C.K. and Kaiser, P.K.(1988b), Behavior of vertical shafts: reevaluation of model test results and evaluation of field measurements, Can. Geotech. J., Vol. 25. pp. 338 352.～
접수일 심사일 심사완료일
( : 2008. 3. 21 : 2008. 3. 21 : 2008. 5. 7)
