1. 서 론
파형강판 지중구조물은 일정 크기의 구조용 강판재를 정해진 규격의 주름모양으로 성형하여 볼트로 연결한 뒤 단면을 형성한 후 구조물 주변과 상부를 뒤채움재로 다짐하여 토사와 구조물의 상호작용으로부터 외부하중을 지지하는 구조물이다(KCSC, 2021).
파형강판과 같은 지중구조물은 외력이 작용할 때 다짐된 성토부가 단순히 고정하중으로만 작용하는 것이 아니라 연성거동에 따라 파형강판과 함께 하중에 저항하는 구조체로 가정하여 설계한다(Beben, 2014).
개발초기 파형강판은 지중 배수관로 및 소형통로에 국한되어 있어 구조설계법 또한 소골형 파형강판의 실험결과 및 기설치 구조물의 계측결과를 활용한 압축강도 검토 위주의 관용적 설계법이 주를 이루었다. 이후 파형강판 적용 범위의 확대로 각국의 설계기준 및 시방서에서는 장경간 파형강판을 대상으로 한 규정이 추가 보완되고 있다. 국내외에서는 강성과 구조적 안정성 증대를 위해 보강된 파형강판과 구조적 뒤채움재의 사용성을 제시(AASHTO, 2020; AS/NZS, 2011; CHBDC, 2014) 하고 있다.
국내 선행연구로는 콘크리트로 보강된 브릿지 플레이트 구조물에 대해 18 m 이상의 장지간 구조물에 적용 가능성을 분석하였다(Sim et al., 2010).
합성형 파형강판의 합성효과에 대한 입증을 위해 파형강판과 철근콘크리트부재의 합성부재 이음부의 압축거동을 중심으로 부재의 합성거동의 정도와 파괴시의 강도 등에 대하여 실험적으로 분석한 연구가 시행되었다(Kim and Oh, 2017).
합성형 파형강판 구조체의 취성을 완화할수 있는 방법으로 강섬유를 보강 콘크리트 구조체에 적용함으로써 초기변형 이후의 취성 거동을 제어하고 부분적인 철근 대체 효과를 실험적으로 검증한 연구가 시행되었다(Oh, 2019).
파형강판 볼트 이음부의 상세한 유한요소 모델을 구성함으로써 다양한 변수에 대한 해석적인 분석을 실시하여 압축력과 휨모멘트 작용에 따른 발생응력과 항복강도와의 관계를 입증한 연구가 시행되었다(Kim et al., 2018).
장경간 구조형식에 적용될 수 있는 대골형 파형강판의 경우 최대 33 m의 경간에 적용 가능한 신기술(Construction New Technology No. 672, 2012; KCSC, 2021)이 Fig. 1과 같이 파형강판과 일체형 강재거푸집을 사용하고 내부에 철근을 배근한 후 콘크리트를 타설하여 빔 라이닝을 형성하는 구조물 형태로 개발되었다.
선행연구와 신기술개발에서는 시공된 장지간 파형강판에 대한 실측 변형량을 근거로 한 설계기준의 적정 적용 여부에 대해 평가할 수 없었다. 이에 이번 연구에서는 장지간의 지중구조물의 아칭효과를 입증하기 위해 주요 설계 입력데이타인 뒤채움재료 고화토의 탄성계수와 구조물 변형량의 관계를 단계별 시공시 실측한 변형량과 유한요소 해석결과와의 비교를 통해 분석하고 구조적 뒤채움재에 대한 실증적 적용성을 입증하고자 한다.
2. 본 론
2.1 대상지 현황
2010년 이후 도심 간선도로를 입체도로로 조성하고 상부를 다양한 형태로 활용하는 사업이 수도권을 중심으로 활발하게 진행되고 있다. 본 연구에서 평가하게 되는 구간인 분당~수서간 도시고속도로는 1994년 개통 이래 현재 일 교통량 약 18만대의 주요 간선도로로서 수도권 남부에서 서울 강남을 연결하는 대표적인 도시고속화도로이다.
이 도로는 최초에 분당신도시 외곽에 위치하고 있었으나, 2000년 초에 개발된 판교신도시의 주거지역과 접하게 됨으로써 두 신도시 12개 단지의 15,000여 세대, 35,000명이 거주하는 주택가를 관통하는 도로가 되었다. 이에 도로 주변의 소음, 대기환경 문제 해결과 함께 상부 공원화(A: 95,000 m2)를 통한 기반시설의 토지이용 제고를 위해 약 2.0 km에 이르는 도로구간을 입체화하는 사업을 2015년 7월부터 2023년 12월까지 시행하였다.
본 공사에 적용된 구조물의 형식은 토공부에는 합성형 라멘형식, 지하차도 구간은 아치형 파형강판 형식이 적용되었다. 지하차도 구간의 상부에 적용된 467 m 연장의 합성형 파형강판 아치 터널의 경우 최대 경간장 27.5 m, 높이 10 m, 왕복 6차로의 장경간 아치터널로 계획되었고 공사 전 구간에 대한 시공중 전경은 Fig. 2와 같고, 파형강판의 시공 후 전경은 Fig. 3과 같다. 이는 국내외의 파형강판 적용 사례 중 최장지간 및 최대연장에 해당하는 규모로서, 향후 합성형 파형강판의 적용성과 안정성에 대한 다양한 실증적 연구를 통해 장지간 파형강판에 적용하는 설계규정의 세부 보완에 활용이 가능할 것으로 보인다.
2.2. 파형강판 설계기준 검토
2.2.1 파형강판 기준
2.2.2 구조적 뒤채움재료 설계기준
파형강판 지중구조물의 토피는 측면 뒤채움부와 함께 구조물의 연성거동을 보장하는 중요한 역할을 하므로 뒤채움부의 재료 결정에 주의하여야 한다. 본 연구에서 다루게 될 뒤채움재료의 역학적 특성과 적용 기준에 대한 설계기준은 다음과 같다.
강구조설계기준(KDS, 2024)과 CHBDC (2014)에 따르면 구조용 파형강판을 지중구조물에 사용하는 경우에는 주변의 일정한 영역을 구조적 뒤채움재로 다짐 시공해야 한다. 구조적 뒤채움재는 통일분류법에 의하여 Table 2와 같이 분류되는 재료를 사용하며 이때 적용되는 뒤채움흙의 탄성계수는 Table 3과 같다.
Table 2
Classification of Structural Backfill Materials based on the USCS
| Soil type | 1-Coarse | 2-Coarse |
|---|---|---|
| Unified soil classification | GW, GP, SW, SP | GC，SC, SM |
Table 3
Elastic Modulus of Soil Stiffness (Es)
| Standard compaction | Es (MPa) | |
|---|---|---|
| 1-Coarse | 2-Coarse | |
| 85% | 6 | 3 |
| 90% | 12 | 6 |
| 95% | 24 | 12 |
| 100% | 30 | 15 |
CHBDC (2014)에서는 시멘트와 골재 및 플라이애쉬의 혼합물로 이루어진 저강도 유동화재료(Controlled Low Strength Material, CLSM)를 뒤채움재로 사용할 수 있으며, 별도의 시험결과가 없을 경우에 할선탄성계수를 30 MPa로 적용토록 제시하고 있다. 한편 CHBDC Commentary (2000)에 따르면 Table 3에서 제시한 탄성계수가 Fig. 5에서처럼 파형강판의 지중상태에서 상부하중의 증가에 따라 흙의 탄성계수가 비례적으로 증가하게 되는 산정과정을 보여주고 있고, 탄성계수의 최대치인 30 MPa은 저토피고(2.5 m)에서 뒤채움재의 탄성계수를 보수적으로 산정한 것임을 알 수 있다.
Assuming an average soil depth = 2.5 and a unit weight of soil = 20 kN/m3
Hence,
또한 AS/NZS (2011)에서는 Table 4에서처럼 수직응력에 따라 흙의 탄성계수가 비례적으로 증가하고 수직응력 420 kPa에서 최대 64.1 MPa까지를 적용 기준으로 정하고 있다.
Table 4
Elastic Modulus of Structural Backfill Materials Based on Vertical Stress Levels (Es, MPa)
본 연구 대상지에 파형강판 구조물의 뒤채움재는 탄성계수와 내부마찰각 성능을 증가시킨 고화토를 적용하였으며, 이때 설계입력치로 적용한 탄성계수는 60 MPa이다.
고화토는 고화재를 이용한 화학적 안정처리를 통해 함수비 저하, 이온교환 단립화를 통해 소성한계가 높아지고 물성이 개선된다.
현장에 적용한 고화토는 중층과 표층에 대해 시공 단계별로 현장에서 채취한 샘플을 대상으로 9차례 걸쳐 Korean Agency for Technology and Standards (2022) 시험법으로 재령 7일, 재령 14일, 재령 28일의 압축강도를 측정하였고, 재령 28일에 대한 결과값은 Table 5와 같다.
Table 5
Results of Uniaxial Compressive Strength (KSF 2405, 28day strength, W/C:1.0)
| Test date | Qu (MPa) | Sample count | Standard deviation |
|---|---|---|---|
| 20. 9.24 | 2.63 | 3 | 0.04 |
| 20.10.13 | 3.17 | 9 | 0.22 |
| 20.10.28 | 3.27 | 3 | 0.04 |
| 20.11. 4 | 2.83 | 3 | 0.04 |
| 20.11.25 | 3.27 | 3 | 0.09 |
| 20.12. 1 | 3.26 | 12 | 0.16 |
| 20.12.15 | 3.18 | 9 | 0.18 |
고화토 지반정수의 산정은 경험적 추정방법에 따라 실내 시험에 의해 파악된 토질종류와 SPT시험에 의한 N값으로 조성 상태를 파악하여 추정할 수 있다. 현장에 적용된 고화토는 실험을 통해 평균 일축압축강도(qu)가 3.0 MPa 이상의 지반강도정수를 도출된 것을 고려할 때, 풍화암이나 조밀한 자갈층으로 적용할 수 있으며, 변형계수 및 포아송비도 이를 준용하여 적용한다. 탄성계수는 안정성을 고려하여 모래질 자갈에 준하는 경험식인 Eq. (1)과 같이 Schmertmann (1978)제안식을 적용하였으며, 적용된 설계정수는 Table 6과 같다.
여기서, E는 흙의 탄성계수, N은 SPT시험에서의 N치이다.
2.2.3 변형(처짐)기준
강구조설계기준(KDS, 2024)에서는 파형강판으로 제작된 아치형 구조물의 경우 Table 1에서 제시한 일반형은 별도로 규정한 구조물 높이(R)의 5% 이내, 대골형은 2% 이내로 정하고 있다. 박스형 파형강판 구조물의 경우에는 구조물 지간의 1% 이내로 명시되어 있다.
CHBDC (2014)에서의 시공중 변형에 대한 기준은 크라운부 Rise (높이)의 2% 이내로 제한하고 있고, 이때 변형이라 함은 상향 솟음과 하향 처짐을 모두 의미하는 것이다.
2.3 연성구조물의 설계
연성구조물은 구조물의 강성이 작아서 지반과 유기적으로 거동한다. 이러한 연성구조물에 대한 거동은 기초, 구조물 주변 뒤채움재의 상태, 토피고 등 지중매설 상태에 의해 변형이 결정되며, 설계는 구조물에 발생하는 응력이 구조물을 구성하고 있는 재료의 파괴응력을 초과하여 파괴되는 강도를 기준으로 하는 설계법보다 주로 안정성과 변형, 균열 등의 사용성에 의해 좌우된다.
이러한 안정성과 사용성을 확보하기 위해 Spangler에 의해 최초로 제안되고, Watkins에 의해 수정된 지중 연성구조물에 대한 실험결과와 탄성이론에 기초하는 Eq. (2)에 나타낸 Iowa Formula (Spangler, 1941; Watkins and Anderson, 2000)를 적용한다.
Iowa Formula는 지중매설 연성구조물의 강성, 뒤채움재의 지반반력계수(탄성계수), 기초조건 등 지중매설된 상태의 연성구조물에 대한 하중 및 경계 조건을 대부분 포함하고 있어 지중 연성구조물에 대한 거동을 표현하고 있다. 본 연구에서 살펴볼 뒤채움재의 할선탄성계수(E′)와 구조체의 변형(Δx)과의 관계가 역비례 관계임을 알 수 있다.
여기서 Δx는 수평방향 관변형 (≒ Δy), Dc는 변형지연계수, K는 받침각 계수 E′는 뒤채움재의 지반반력계수(흙의 할선탄성계수), PS는 구조물의 강성, WC는 단위 길이당 연직토압이다.
2.4 구조물 변형 계측
2.4.2 계측 개요
계측 위치는 토피 두께가 얕고 과다한 변위가 예상되는 지점과 파형강판의 단면형태가 변하는 지점에서 실시하고 그 위치는 Fig. 6과 같다. 또한 수치해석 모델링에 따른 단면해석 지점과 설계, 시공에 있어서 대표적인 지점, 일상계측 결과의 검증이 필요한 지점에 대해 좌, 우, 대각 방향으로 포인트를 선정하였으며 Fig. 7과 같다.
계측 수량은 공사시행 2개 구간(3, 4구간)에 대해 각각 5단면 및 6단면에 1단면 당 5개소를 측정하였고, 본 연구에서는 3구간을 대상으로 분석하였다. 계측기의 설치위치는 천단과 측벽에 설치하였고 측벽측은 천단을 기준으로 대칭이 되는 위치에 설치하여 초기치 측정 후 1회/60분을 연속 측정하고, 1주 단위로 데이터의 평균치를 산출하여, 터널의 형상변형을 관찰하고 안정성을 파악하였다.
계측에 사용된 자동광파기는 기압센서가 내장된 제품으로 프리즘 자동시준 기능을 가진 장비이며, 국토지리정보원의 측량기 성능검사를 통과한 제품이다. 기준용 및 계측용 프리즘은 안쪽에 구리코팅이 되어있어 외부영향에 움직임이 없도록 가공된 제품으로 Fig. 8과 같다. 제어프로그램용 PC는 자동광파기 제어 및 측정된 원시데이터를 저장하고 서버로 전송이 가능하며, 통신단절 시에도 측정을 실시하고 통신 연결 시 저장된 데이터를 서버로 전송 하는 자동전원장치가 탑재된 제품이다.
2.4.3 계측결과
시공단계별 모델링 결과와 비교를 위해 단계별 시공내용을 고려하여 조립 후 보강콘크리트 채움 5단계와 성토완료 후 5단계를 포함하여 총 30단계로 구분하여 정리하였고 최대 변형이 일어난 천단부인 D3 위치의 각 지점별 변위는 Fig. 9와 같다(Jinhung Co., 2023).
2.4.4 계측결과 해석
수직변위는 파형강판의 조립 완료 후 초기 변형값을 반영하여 보강 콘크리트 채움 시작 단계부터 해석한 결과로, 시공단계별 변위 그래프에서 음(-)의 값은 천단부의 하부로의 처짐을 의미하고 양(+)의 값은 상부로의 솟음을 의미하며, 장지간 보강형 파형강판과 채움 콘크리트 자중 영향으로 초기 변형이 일반적인 파형강판에서의 솟음이 아니라 처짐이 발생하는 특성을 보였다.
계측 최대변위는 파형강판의 끝단부에서 53 m 떨어진 지점인 NO. 378 지점에서 –128 mm (처짐)~ + 39.9 mm (솟음)을 보였고, 이는 파형강판 설계기준에 따른 허용변위량 ± 201 mm (Rise 높이 10.02 m × 2%)의 19.8%~63.7%에 해당하며 허용기준 내에 있다.
조립후 콘크리트 채움이 시작될 때 천단부는 하부로의 처짐 변형이 일어나고 상부 천단부의 콘크리트 채움이 완료되는 시점에서 큰 폭의 처짐이 일어나게 되는데 이는 보강 콘크리트의 마지막 단계인 천단부에 콘크리트를 타설함에 따른 것이다.
Fig. 10에서 보는 것처럼, 양쪽 PC BOX와 파형강판 사이 1 m 가량의 좁은 폭에 유동화토(CLSM) 채움을 시작할 때, 상부로의 솟음이 일어나게 되며, 이 구간에서 변위가 음에서 양으로 크게 바뀌는 것을 알 수 있다. 고화토 성토를 완료할 때까지 지속적으로 상부 솟음을 유지하다가, 뒤채움 흙의 시공을 시작한 이후 상부토사 다짐 시공을 할 때 하부처짐이 발생하고, 성토 완료 후에 뒤채움재의 응력분담 효과에 따라 안정적인 처짐형태를 유지하게 되는 특성을 보였다.
2.5 유한요소 해석
2.5.1 해석조건
파형강판 구조물은 실제 파형강판 시공과정을 모델링한 것으로 관용식 검토에서 수행하기 불가능한 다중 뒤채움 토사를 적용하고 다양한 뒤채움의 토사라인을 반영하여 뒤채움 시공단계를 실제와 유사하게 모사하여 검토를 시행하였으며, 해석상 흙의 거동은 탄성거동을 하는 것으로 가정하고 파형강판은 등가의 등방성판으로 치환하여 강판으로 모델링하고, 고화토는 흙과 같이 탄성거동하는 것으로 간주하고 모델링 하부 및 측면의 경계조건을 Roller로 처리하였다.
Table 10
Equivalent Section Properties of the Corrugated Steel Plate
| Area (A, mm2) | Section modulus (S, mm3) | Plastic Section modulus (Z, mm3) | Moment of inertia (I, mm4) |
|---|---|---|---|
| 15.90 | 664.54 | 1,175.84 | 99,681 |
Table 11
Input Parameters for Numerical Modeling of Backfill Materials
2.5.2 유한요소 해석결과
유한요소 해석에 대한 단계별 변위결과는 Table 12와 같고, 단계별 시공에 따른 변위 변화를 Fig. 11에 나타냈다. 계측과의 비교를 위해 보강 콘크리트 타설 완료 후 파형강판의 자중을 반영한 해석상 변위값인 하향처짐 76.14 mm을 초기화하지 않고 유동화토 타설 시 최초 처짐값으로 설정하였다.
Table 12
Vertical Displacement at Each Stage from Finite Element Analysis
해석상 최대처짐은 유동화토 포설 전 콘크리트 빔보강단계인 최초 단계에서 일어나고 이후 뒤채움 단계에서 상부 솟음 방향으로 변형이 회복되며 천단부 뒤채움이 완료되어 토사다짐을 시행할 때 흙의 응력분담 효과에 따라 최소처짐이 발생하게 된다. 대골형 파형강판의 허용변형량(± 201 mm)에 비해 37.9%의 변형이 발생하는 것으로 나타났다.
2.5.3 변형계측과 해석결과의 비교
계측과 해석결과를 비교한 결과, 최대처짐이 발생하는 단계는 계측의 경우, 조립완료 단계인 Assembly 5단계에서 128 mm의 최대처짐(5개 지점 평균 56.2 mm)이 발생하였고, 유한요소 해석의 경우, 1 Step 단계인 콘크리트 빔 보강된 파형강판의 자중이 반영된 하향처짐값 76.14 mm로 나타났다. 이는 최대 처짐이 일어나는 단계가 동일함을 보여준다. 계측과 해석 모두 최대처짐 이후 단계별 뒤채움 시 처짐이 점차 회복되었고, 정점부까지 뒤채움을 완료할 때 하향 처짐이 발생하면서 변형이 일정값에 수렴되었다. 단, 유한요소 해석에서는 최대, 최소 변형의 차이가 27.36 mm인 반면, 실제 계측에서는 76.52 mm의 차이가 발생하여 실제 시공시변형의 변동폭이 더 큰 것으로 나타났다.
3. 결론
본 연구는 장지간 파형강판 구조물의 시공 사례를 통해 뒤채움재의 탄성계수 적용성을 실증적으로 검증하였다. 구조물 변형 계측과 유한요소 해석을 통해 얻은 주요 결론은 다음과 같다.
1) 고화토의 탄성계수를 일반토사 최대 기준값의 2배인 60 MPa로 적용한 결과, 허용처짐의 19.8%~63.7% 범위의 변형이 발생하여 사용성 기준을 만족하는 것으로 나타났다. 이는 장지간 파형강판 구조물에서 높은 탄성계수를 가진 뒤채움재 사용이 연성거동 효과를 극대화하고 안정성을 확보하는 데 유리함을 시사한다.
2) 유한요소 해석 결과, 최대 처짐은 콘크리트 빔 보강 완료 단계에서 발생하였으며 이후 뒤채움에 따라 변형이 회복되는 경향을 보였다. 이러한 경향은 계측 결과와 유사한 패턴을 나타내어, 해석에 적용된 역학적 가정이 실제 구조물의 거동을 상당 부분 반영하고 있음을 시사한다. 그러나 단계별 변형량의 절대값에서는 차이가 관찰되었다. 이러한 차이의 원인을 파악하기 위해서는 콘크리트 보강 단면의 단면계수, 현장의 단계별 시공과정, 그리고 재료의 비선형성 등 다양한 변수를 고려한 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.
3) 파형강판은 하중이 재하되었을 때 구조물 주변의 지반과 상호작용으로 하중을 분담하는 연성구조물로서 지반의 하중 분담역할이 생기기 이전 조립단계에서 변형이 허용변위의 63.7% 처짐이 발생하는 것으로 계측되었다. 계측결과와 모델링과의 최대처짐 절대량이 콘크리트 타설 완료 직후 51.86 mm의 차이를 보였다. 이는 실제 시공 시 콘크리트와 파형강판의 합성 이전 단계에서 응력의 집중현상에 기인하며, 장지간의 특성상 자중의 영향으로 하부처짐이 비교적 크게 일어나게 되어 보강 콘크리트 타설시에 변형을 제한할 수 있는 시공관리 방안에 대한 추가 연구와 기술개발이 필요하다고 판단한다.
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