1. 서    론

대심도 복층터널은 Fig. 1과 같이 대구경 터널을 수평으로 분할하여 대단위 교통량을 흡수하는 시스템으로 상·하부 차량통행 도로, 환기영역, 수로영역으로 구성된다.¹⁾ 하나의 터널에서 용도에 맞게 분할하기 위해서는 터널을 분할할 수 있는 중간슬래브가 요구된다. 이 같은 중간슬래브는 터널 본체와 동일하게 터널의 시점에서 종점까지 연속적으로 시공되는 구조이면서도 현재의 기술로는 터널 본체와 일체화 시공이 다양한 조건으로 인해 불가능한 상황이다. 따라서 복층터널을 구축함에 있어서 중간슬래브의 구조적 성능뿐만 아니라 시공공법에 따라서 터널의 전체공기를 결정하는 데 중요한 변수가 될 수 있으며 경제적이며 합리적인 중간슬래브 시공을 위한 장비를 포함한 시스템을 적용하는 방안이 요구된다.

대심도 복층터널 중간슬래브의 경우, 시공방식은 현장에서 동바리와 거푸집을 설치하여 현장타설을 하는 방식과 프리캐스트 세그먼트 슬래브를 제작장에서 제작한 후 운반 및 거치를 통해서 시공하는 방식으로 나눌 수 있다.

복층터널에서 중간슬래브 시공은 전체공정에 영향을 미칠 수 있는 주요 공정중의 하나로 공기단축을 위해서는 공장에서 제작된 품질 좋은 PC (Precast Concrete)슬래브를 현장으로 운반하여 설치하게 된다.

PC공법은 공기를 단축시키고 타 공정과의 간섭문제를 최소화 할 수 있으므로 전체 공사비 또한 절감시킬 수 있다.

이 연구에서는 복층터널의 공기를 최소화하기 위한 프리캐스트 중간슬래브를 시공함에 있어서 이음부에 대한 신뢰성 있는 공법을 제시하고 이를 실물모형으로 제작하여 정적재하실험을 수행함으로써 프리캐스트 슬래브의 연결부에 대한 구조적인 신뢰성과 시공성을 확보하고자 한다.

2. 복층터널 프리캐스트 중간슬래브 및 이음

2.1 국내․외 기술동향의 분석

 프랑스의 경우 복층터널을 승용차 전용의 지하 2층 도시고속도로를 운영하고 있으며, 일본과 러시아에서도 대심도 터널 광역철도를 건설하여 운영하고 있다. 또한, 말레이시아의 경우 상·하층 도로 및 하부 수로터널의 다목적 터널을 운영하고 있으며, 국외의 여러 나라에서 현장타설 방식과 프리캐스트 패널방식을 적용하고 있으나, 핵심 설계 및 시공 기술에 대한 정보가 부족한 실정이다.

국내의 경우, 프리캐스트 구조물을 이용한 광폭의 지하차도 설계 및 시공기술에 대한 연구가 미흡한 상태이며, 국내 장대지하차도나 터널의 건설역사가 짧아 광폭 및 장대 길이의 지하차도에 대한 개발 및 적용이 다양하게 이루어지지 않아 기술적인 진보가 미미하다.

이 연구에서는 복층터널 중간슬래브를 Fig. 2와 같이 터널단면의 복층구조에 보의 형태로 설치되는 PSC 슬래브를 적용하여 슬래브의 형고를 줄이면서, 터널 전체단면의 직경을 줄여 경제적이며, 공간 활용성을 극대화 하는 도로 슬래브를 제안하고자 한다.

2.2 슬래브 이음에 관한 연구

시공속도의 향상을 위해 복층터널의 중간슬래브 구조에 적용되는 프리캐스트 구조에서는 Fig. 3과 같이 차량진행방향으로 일정간격으로 이음이 발생하는 데, 이들 이음부에서 연속화를 형성하는 것이 구조적으로 중요하다.

일반적으로 프리캐스트 부재의 연결부는 연결부의 폭으로 구분할 수 있으며, 두 개의 슬래브가 접속되어 있는 콘택트형(Contact-Type) , 폭 4~5cm 정도의 조인트에 몰탈을 주입하는 그라우트형(Grout-Type) 그리고 조인트의 폭이 20~30cm 정도의 루프형(Loop-Type)으로 분류할 수 있다.

국내에서 최근 많은 연구가 진행되고 있는 것은 Fig. 4와 같이 돌출된 루프형 철근으로 보강된 습식방식의 이음법이다(Jung, et al. 2008).²⁾ 루프철근으로 보강하고 현장에서 콘크리트를 타설하는 습식방식으로 미국 내에서도 많이 사용하고 있는 이음법이다. 그러나 이음부가 있는 위치에서 구조특성상 초기균열이 발생되기 쉽고, 루프철근의 겹 이음 길이에 관계없이 초기강성은 유사하나 겹 이음 길이가 일정길이(160mm) 이상이어야 취성파괴 없이 충분한 연성거동을 하는 것으로 보고되고 있다(Jung, et al. 2008).²⁾

이 연구에서는 루프철근이음방식에서 이음부에 타설되는 콘크리트의 양생시간을 최소화하기 위하여 ‘횡방향 강연선 배치에 의한 PS 도입방식’ 과 ‘고장력 볼트를 이용한 볼트 체결방식’을 개발하였다.

횡방향 강연선 배치에 의한 PS 도입방식은 슬래브간 이음부에 미리 긴장력을 가해 외부하중에 의해 발생되는 응력에 저항하도록 하는 방식으로, 이 연구에서는 현장에서 긴장력을 도입할 수 있도록 Fig. 5와 같은 포스트 텐션 방식의 프리캐스트 복층터널 중간 슬래브가 개발되었다.

또한, 고장력 볼트를 이용한 연결방식은 슬래브간 연결부에 발생되는 응력을 볼트가 저항하는 방식으로, 현장에서 볼트연결이 가능하도록 Fig. 6과 같이 볼트 연결장치가 도입된 프리캐스트 복층터널 중간슬래브가 개발되었다.

3. 도로용 프리캐스트 중간슬래브 이음부의 재하실험

3.1 실험체의 사용재료 및 제원

도로교설계기준(2011)의 규정에 따라 설계된 13m 지간의 실험체의 사용재료는 Table 1에 나타내었으며, 실험체의 형상은 Fig. 7과 같이 제작하였다. 또한, 8개의 탄성패드를 각 단부 쪽에 배치하여 하중에 지지하도록 하였다.

실험체는 타설 후 8시간 동안 증기양생을 실시한 후 자연양생을 실시하였다. 재하실험 수행 시 콘크리트의 압축강도는 약 56.5MPa로 측정되어 설계강도인 60MPa보다 약 3.5MPa정도 낮게 측정 되었다.

Fig. 8은 실험체 단면의 제원이다.

3.2 실험체의 제작

정적 하중재하 실험을 위한 복층터널 중간슬래브 실험체는 ‘PS 도입방식’과 ‘고장력 볼트체결방식’으로 총 2본을 제작하였다. Table 2는 중간슬래브 실험체의 공칭강도를 제시한 것이다.

‘횡방향 강연선 배치에 의한 PS 도입방식’을 적용한 실험체의 경우, Fig. 9와 같이 거푸집을 설치하여 프리텐션 방식으로 강연선에 긴장력을 도입하였다. 긴장력이 도입된 후 콘크리트를 타설하고 경화 후에 강연선을 절단하여 프리스트레스를 도입하였다.

이음이 적용된 Type-A 실험체는 중간슬래브 2본을 실험 장소로 운반하여 거치한 후 중간슬래브 이음부에 공간이 발생하지 않도록 무수축몰탈을 채워넣어 일체화 한 후에 횡방향으로 포스트텐션 방식의 긴장력을 도입하여 실험체를 완성하였다.

‘고장력볼트를 이용한 연결방식’을 적용한 실험체의 경우, Fig. 10와 같이 고장력 볼트 연결장치를 제작한 후, 철근 및 강선과 함께 거푸집에 배치하였다.

프리텐션 방식으로 강연선에 긴장력을 가한 후에 콘크리트를 타설한 뒤 경화된 콘크리트에 강연선을 절단하여 긴장력을 도입한 후, 제작된 중간슬래브 2본을 실험 장소로 운반하여 거치한 후 볼트를 체결하여 이음부 및 볼트 체결부에 몰탈을 채워 넣어 실험체를 완성하였다.

3.3 계측 및 재하방법

슬래브 단부 쪽에 8개의 탄성패드를 설치하여 단순보 거동을 유도하였으며, 재하하중은 15kN/min의 재하속도로 5,000kN의 엑츄레이터를 이용하여 정적재하실험을 수행하였다. 또한, 최대하중은 실험체 파괴에 따른 위험을 방지와 안전을 고려하여 설계하중(385kN)보다 큰 값인 550kN까지 재하하였다.

계측 센서는 실험체의 내부 철근과 강연선의 변형률의 변화를 측정하기 위해 F형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였으며, 중립축과 이음부의 초기균열과 변형률을 측정하기 위해 P형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였다. 게이지는 총 철근게이지 8개, 강연선게이지 2개를 부착하였으며, 콘크리트 상부 표면에 2개 하부 표면에 4개, 하부표면의 이음부에 4개의 게이지를 설치하였다.

실험체 하부에 하중재하에 따른 변위를 측정하기 위해 단부 쪽에는 고감도 변위계(LVDT)를 설치하였고, 중앙부에는 대변위 측정이 가능한 와이어 변위계를 설치하여 실험을 수행하였다. Fig. 11과 Fig. 12은 정적재하실험 전경 및 게이치 부착 위치이다.

3.4 재하실험결과

3.4.1 하중-변위그래프

1) Type-A

‘PS 도입방식’을 적용한 복층터널 중간슬래브 실험체에 대하여 정적재하실험을 수행한 결과 각 하중단계에 따른 변위 값은 Table 3과 같이 나타났으며, Fig. 13와 같이 설계하중을 넘어 최종 550kN까지 안정적인 거동을 보였다.

초기균열은 335kN에서 발생하였으며 이후에 하중-변위 그래프의 기울기에 변화가 약간 발생하였지만, 지속적인 선형거동을 보이고 있는 것으로 나타났다. 이는 균열이 발생한 후에 콘크리트의 저항성능이 떨어지는 것이 아니라 철근과 같이 거동하는 인장증강효과에 의해 강성의 증가를 가져오기 때문인 것으로 판단된다.

사용하중 및 균열하중, 극한하중은 실험체의 설계에서 산출된 휨모멘트에서 자중에 의한 모멘트를 제외한 휨모멘트를 등가집중하중으로 치환하여 계산하였다. Fig. 13에 나타난 바와 같이 사용하중인 135kN에서 선형거동을 하고 있으며, 이는 사용하중 단계에서 실험체가 탄성범위 이내에 있는 것임을 의미하고 균열이 사용하중 단계보다 약 148% 증가된 하중에서 발생하였기 때문에 도로교설계기준(2011)에서 규정하고 있는 비균열 등급에 해당되어 구조적 안전성을 충분히 확보하는 것으로 나타났다.

도로교설계기준(2011)에서는 ‘PS강재 및 철근의 총량은 위험단면에서 균열모멘트(Mcr)의 1.2배 이상으로 설계모멘트를 받는 데 충분하여야 한다.’ 라고 식 (1)과 같이 규정하고 있으며, 식 (2)와 (3)에 따라 규정을 만족하여 실험체는 취성파괴하지 않고 균열발생 후에 충분한 변형이 발생되어 파괴될 것으로 판단된다.

 (1)

 (2)

 (3)

사용성 측면에서 사용하중상태에서 처짐량은 12.40mm로 콘크리트구조기준(2012)⁴⁾에서 제시하고 있는 최대허용처짐기준인 16.3mm() 이하로 안정적인 것으로 나타났다.

2) Type-B

‘볼트체결방식’을 적용한 중간슬래브 실험체에 대하여 정적재하실험을 수행한 결과 각 하중단계에 따른 변위 값은 Table 4와 같이 나타났으며, Fig. 14와 같이 최대하중 550kN에서 안정적인 거동을 보였다.

초기균열은 285kN로 강재와 콘크리트 접합부에서 응력집중으로 인해 ‘PS 도입방식’보다 낮은 하중에서 발생하였으며, 균열 발생 후 유효단면의 감소로 기울기의 변화가 미소하게 나타났지만 지속적인 선형거동을 보였다. 이는 Type-A와 같은 원인에 의한 것으로 판단된다.

사용하중 단계에서 실험체가 탄성거동을 보이고, 균열이 사용하중 단계보다 약 111% 증가된 하중에서 발생하여 비균열 등급에 해당되어 구조적인 안정성을 충분히 확보하는 것으로 나타났다. 또한, 식 (4)와 (5)가 식 (1)을 만족하여 실험체는 취성파괴하지 않고 균열발생 후에 충분한 변형이 발생되어 파괴될 것으로 판단된다.

 (4)

 (5)

사용하중상태에서 처짐량은 13.3mm로 콘크리트구조기준(2012)⁴⁾인 16.3mm()을 만족하여 안정적인 것으로 나타났다.

3.4.2 균열 분포도

실험체의 하중단계별 균열을 모니터링하여 균열분포도를 Fig. 15~18과 같이 도식화하였다. 초기 균열은 Type-A에서 335kN, Type-B에서 285kN에서 발생하였다. 두 Type 모두 사용하중 이상에서 균열이 발생하였으며, 균열의 진행은 가력방향을 따라 수직으로 휨 인장균열이 발생하여 단부 쪽으로 진전되는 것을 확인할 수 있었다. 또한, 편심하중을 재하한 슬래브의 균열이 단부 쪽으로 가깝게 발생하여 편심의 영향을 확인할 수 있었다.

Type-A보다 Type-B가 균열이 더 낮은 하중에서 발생하였는데, 이는 ‘볼트 체결방식’을 적용한 슬래브의 강재-콘크리트 접촉부에서 응력집중이 발생하여 조기에 휨 인장균열이 발생하였기 때문이라고 판단된다.

3.4.3 강연선의 변형률

강연선의 하중에 따른 변형률을 확인하기 위하여 강연선에 게이지를 부착하여 변형률 추이를 측정하였으며, 프리스트레스가 도입된 시점(ε=0)을 기준으로 측정하였다. Fig. 19와 같이 강연선의 변형률은 초기 균열 발생하중을 기준으로 증가하는 추세 보였으며, 이는 균열이 발생함에 따라 실험체에 단면손실이 발생하였기 때문이라고 판단된다.

3.4.4 이음부의 거동

실험체의 이음부에 대한 거동을 확인하기 위하여 슬래브 진행방향의 직각방향에 대한 하부 횡방향 철근의 변형률을 측정하였다.

Type-A의 이음부를 적용한 중간 슬래브의 하부 횡방향 철근에 대한 변형률은 Fig. 20에 나타냈다.

최대 변형률은 133με으로 철근의 항복변형률인 2000με와 비교하여 매우 작은 값이 나타나 안정적인 거동을 하고 있는 것으로 판단된다. 또한, 변형률의 양상이 좌측 및 우측의 슬래브에서 같이 거동하는 것으로 보아 두 슬래브가 일체로 거동하는 것으로 판단된다.

Fig. 21은 Type-B의 이음부를 적용한 중간 슬래브의 하부 횡방향 철근에 대한 변형률이다.

철근의 최대 변형률이 116με으로 철근의 항복변형률보다 매우 작은 값이 측정되어 안정적인 거동을 하는 것으로 나타났으며, 그래프의 양상은 철근의 변형이 각각 다르게 발생하였는데 이는 슬래브가 편심하중에 저항하면서 비틀림이 발생하였기 때문으로 판단된다.

4. 도로용 중간슬래브 이음부의 유한요소해석

대심도 복층터널 중간슬래브의 구조적 거동을 분석하기 위해 3차원 수치해석을 수행하여 실험결과와 비교하였다. 해석프로그램은 범용해석프로그램인 MIDAS FEA를 사용하였으며, 재료에 대한 비선형과 구조물의 접촉면에 대한 비선형을 고려하여 중간슬래브의 거동에 관한 정밀해석을 수행하였다.

4.1 해석모델의 개요

이 연구에서 적용된 유한요소모델의 형상은 재하실험에서 제작된 실험체의 상세도면을 기준으로 범용 유한요소 해석 프로그램인 MIDAS FEA를 이용하여 Fig. 22와 같은 3차원 모델을 형성하였다.

해석모델은 콘크리트 재료적인 비선형 거동을 상세하게 분석하기 위해 비선형 재료모델로 Total Strain Crack 모델을 적용하였다.

압축응력하의 콘크리트는 등방성 응력들이 증가하게 되고, 이러한 등방성 응력의 영향을 적절히 반영하기 위해서는 압축응력-변형률의 대한 인자인 Peak Stress와 Peak strain을 결정하게 되는 파괴 함수에 의해 지배된다. 압축부에 적용하기 위한 기본 함수는 Fig. 23(a)와 같이 Thorenfeldt 모델을 적용하였으며, 인장균열모델은 파괴에너지에 근거한 연화함수들을 구현하고 있는 전변형률 균열모델로 Fig. 23(b)와 같은 Brittle 모델을 적용하였다.

콘크리트 이음부에서 접촉거동을 고려하기 위하여 Contact Model은 공간상의 두 물체가 맞닿을 수는 있으나 관통할 수 없다는 가정에 따라 해석을 수행하였으며, 접촉의 종류는 General Contact, 해석방법은 Penalty method를 적용하였다.

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

Fig. 24는 해석 모델에 적용한 경계조건으로 단순보 경계조건을 적용하였다.

4.2 해석대상의 구조 및 해석방법

해석 모델은 ‘PS 이음방식’과 ‘볼트체결방식’을 적용한 중간슬래브를 모델링하였으며, 현재 상용되고 있는 ‘루프철근 이음방식’을 적용한 중간슬래브를 추가적으로 모델링하여 구조적인 성능을 비교 및 분석하였다.

4.3 해석결과 및 실험결과와 비교

4.3.1 ‘루프철근 이음방식’의 해석결과

‘루프철근 이음방식’을 적용한 슬래브의 해석에서 초기 균열은 설계사용하중을 넘어서 340kN에서 발생하였으며, 사용하중상태에서 변위는 12.4mm로 활하중 허용처짐량을 만족하였다. 슬래브 수치해석모델은 558kN에서 균열이 슬래브의 상부로 전달되어 최종적으로 파괴에 도달하는 것으로 나타났다. Fig. 25는 루프이음방식에 따른 중간슬래브의 하중-변위 그래프이다.

최대하중인 558kN을 휨모멘트(PL/4=1,737kN.m)로 환산하여 Table 2의 계수하중모멘트 M_u와 비교한 결과 안전측의 값을 나타내었다.

 (6)

FEM해석 결과도 식 (7)처럼 도로교설계기준(2011)의 연성한계기준을 만족하는 것으로 나타났다.

 (7)

4.3.2 ‘PS 도입방식(Type-A)’의 해석결과

‘PS 도입방식(Type-A)’을 적용한 슬래브의 해석결과 350kN에서 초기 균열이 발생되어 설계사용하중인 135kN보다 큰 값을 나타내었으며, 최종적으로 763kN에서 파괴에 도달하였다. 또한, Fig. 26과 같이 사용하중 상태에서 변위는 13mm로 허용처짐량을 만족하였다. 그래프의 강성이 실험 값과 비교하여 크게 나타났지만, 전체적인 거동이 실험에서 나타난 것과 유사하게 나타났다.

최대하중인 763kN을 휨모멘트(PL/4=2,375kN.m)로 환산하여 Table 2의 계수하중모멘트 M_u와 비교한 결과 안전측의 값을 나타내었다.

 (8)

FEM해석 결과도 식 (9)에서 처럼 도로교설계기준(2011)의 연성한계기준을 만족하는 것으로 나타났다.

 (9)

4.3.3 ‘볼트체결방식(Type-B)’의 해석결과

Fig. 27는 ‘볼트체결방식(Type-B)’을 갖는 슬래브모델의 하중-변위곡선이다. 해석결과는 실험결과보다 큰 하중상태에서 파괴에 도달하였으며, 초기균열은 300kN으로 실험값과 거의 유사한 값으로 조사되었다. 해석결과 설계사용하중상태인 135kN에서 처짐 값은 13mm로 허용처짐량을 만족하는 것으로 나타났다.

최대하중인 700kN을 휨모멘트(PL/4=2,179kN.m)로 환산하여 Table 2의 계수하중모멘트 M_u와 비교한 결과 안전측의 값을 나타내었다.

 (10)

FEM해석 결과도 식 (11)에서 처럼 도로교설계기준(2011)의 연성한계기준을 만족하는 것으로 나타났다.

 (11)

대심도 복층터널 중간슬래브의 이음방식에 따른 유한요소 해석결과 각 이음방식에 따라 실험값과 해석값은 유사하게 거동하고 있다는 것을 하중-변위곡선의 비교를 통해서 알 수 있었다. Table 5는 이음방식에 따른 연속된 슬래브의 초기균열하중과 파괴하중에 대한 유한요소해석 결과를 나타내고 있다. ‘루프철근이음방식’과 비교하여 ‘PS이음방식(Type-A)’은 약 26.9% 높은 하중상태에서, ‘볼트체결방식(Type-B)’에서는 약 20.3%의 하중이 증가한 상태에서 파괴에 도달하는 것을 확인할 수 있었다.

슬래브 가설시 ‘볼트체결방식(Type-A)’과 ‘PS이음방식(Type-B)’은 전단면에 프리스트레스력이 도입되는 반면에 ‘루프이음방식’의 경우 이음부의 경우 현장타설방식으로 인해 프리스트레스 력이 되입되지 않는다. 따라서, ‘루프이음방식’을 적용한 슬래브의 이음부에서의 균열발생 하중이 타 방식의 의한 이음부에서의 균열발생 하중보다 낮은 하중에서 발생하게 되어 파괴가 발생하는 것으로 판단된다.

5. 결    론

이 연구에서는 대심도에 구축될 복층터널의 도로용 중간슬래브를 PC로 구성하는 경우에서 슬래브간의 이음부의 시공성을 향상시키기 위한 이음법을 개발하고 이에 대한 실험과 해석을 통해서 구조적인 신뢰성을 확보하였다.

1)‘PS 도입방식’과 ‘볼트 체결방식’의 이음법을 적용한 대심도 복층터널 중간슬래브를 개발하였다.

2)정적재하 실험 결과 초기 균열이 ‘PS 도입방식’의 슬래브는 335kN, ‘볼트 체결방식’의 슬래브는 285kN으로 모두 비균열 등급으로 구조적인 안정성이 충분이 확보되었으며, 균열의 진행이 좌·우측 슬래브 모두 유사하게 나타나 두 가지 이음방식 모두 충분한 강결 효과가 나타나는 것으로 판단되었다.

3)‘PS 도입방식’과 ‘볼트 체결방식’의 이음법을 적용한 대심도 복층터널 중간슬래브 실험체 모두 횡방향철근의 변형률이 철근의 항복변형률과 비교하여 매우 미소한 값을 나타내 안정적인 거동을 보였다.

4)‘PS 도입방식’을 적용한 수치해석모델에서는 전체적인 거동이 재하실험에서와 유사한 거동을 보였으며, 초기균열하중과 극한하중 모두 사용하중과 설계강도를 만족하는 것으로 조사되었다.

5)‘볼트 체결방식’을 적용한 수치해석모델에서는 초기균열과 극한하중 값이 ‘PS 도입방식’보다는 작게 나왔지만 마찬가지로 설계강도와 사용하중을 충분히 만족하여 본 이음법을 적용한 슬래브의 사용성 및 안전성 측면에서 문제가 없는 것으로 조사되었다.

6)슬래브이음부에 일반적으로 적용되고 있는 ‘루프철근이음방식’과 비교하여, 이 연구에서 개발된 ‘PS이음방식’과 ‘볼트체결방식’은 각각 26.9%와 20.3%의 강도 증진효과를 보였다.