1. 서론
지상에 노출된 전력시설물에 대한 지중화요구가 증가함에 따라 저심도내에 많은 지중송전선로가 설치되어왔다. 일반적으로 지중송전선로는 관로형과 전력구(Cable concrete tunnel)로 구분되며(Kim et al., 2014), 이 중 콘크리트 박스형인 전력구가 많이 활용되고 있다. 주요 송전시설물이 설치되는 전력구는 저심도내에서 장연장으로 설치된다. 그러므로 전력구의 인근에 다양한 구조물이 설치되는 경우가 많아 구조물 시공으로 인한 지반변형에 기 설치된 전력구가 영향을 받게 된다.
특히 열배관, 송수관 등 공동구 설치가 흙막이 개착방식으로 진행될 경우 구간내 또는 인근지역에 설치된 전력구는 지반굴착으로 인한 지반변형으로 영향을 받게 된다. 지반굴착에 따른 흙막이벽체의 배면지반 내 지중구조물의 변화에 관한 연구는 다양한 방법을 통해 진행되어 왔다. 그러나 기존 연구들은 대부분 흙막이벽체의 배면지반에 구조물이 존재하는 조건에 대한 것들이다(Clough et al., 1989; Kim and Lee, 2007).
지반에 기 설치된 전력구는 기존 연구들과 같이 흙막이벽체의 배면지반 내에 존재할 수도 있으나, 현장여건에 따라 전력구가 흙막이벽체를 횡단 배치되는 경우도 있다. 이 경우 전력구의 하부지반 굴착으로 벽체사이의 전력구는 예기치 못한 변형이 발생될 수 있으며, 굴착에 따른 지반변형으로 배면지반내 전력구도 안정성에 문제가 발생될 수 있다. 또한 흙막이벽체의 간격에 따라 버팀재의 강성조건이 상이해 배면지반의 변형이 달라질 수 있으며, 이로 인한 전력구의 거동 역시 상이해질 수 있다. 이 같은 문제로 최근 흙막이벽체와 횡단배치된 전력구의 거동에 대한 관심이 증가하고 있어 이에 대한 조사가 요구된다.
이에 본 연구에서는 전력구와 흙막이벽체가 횡단 배치된 경우 지반굴착 시 흙막이벽체의 간격에 따른 전력구와 가설벽체의 거동특성, 전력구의 안정성을 평가하기 위해 수치해석을 수행하였다. 수치해석은 전력구와 흙막이벽체의 배치를 고려해 3차원 유한요소로 모델링하였으며, 벽체 간격에 따라 벽체와 배면지반의 거동이 상이한 점을 감안해 모델링 시 전력구의 폭을 기준해 흙막이벽체의 간격을 달리하였다. 또한 전력구의 안정성 평가를 위해 흙막이 벽체 설치전 전력구의 시공과정을 모사한 해석을 수행하고, 전력구가 설치된 지반을 대상으로 흙막이벽체 설치과정에 대해 해석을 수행하였다. 이 같이 수행한 해석결과로부터 기 설치된 벽체와 전력구의 거동 및 안정성에 대해 평가하였다.
2. 문헌연구
2.1 전력구의 설치 및 허용기준
전력구는 지반개착을 통한 콘크리트 박스 구조물로 설치되는 개착식과 터널 내부에 설치되는 터널식으로 구분된다. 지하 인공구조물사람이 점검 또는 보수를 위해 출입이 가능하도록 전력구의 크기는 폭 1.8 m, 높이 2.0 m 이상이고 길이 50 m 이상으로 정의하고 있다(Kim et al., 2014). KEPCO (2012)는 국내의 전력구 최소크기(폭×높이)는 2.1×2.2 m (154kV 기준) 또는 2.1m × 2.3m (345kV)으로 규정하고 있으며, 토피고는 약 1.5 m 이상을 권장하고 있다. 또한 전력구의 설계기준강도는 24 MPa을 적용하고 있고(σck= 24 MPa), 축방향 압축력을 받는 전력구의 허용전단응력은 Eq. (1)과 같은 허용기준을 제시하고 있다(KR, 2012).
여기서τck는 허용전단응력이고, σck는 콘크리트의 일축압축강도를 의미한다.
2.2 흙막이벽체의 인접구조물 영향
지반굴착으로 인한 배면지반의 변형이 발생되는 요인은 흙막이 벽체의 휨, 버팀대의 탄·소성변형, 벽체 근입깊이의 부족 등으로 둘 수 있으며, 흙막이 벽체의 휨은 버팀대의 변형과 함께 나타난다(KGS, 2006). 또한 이 같은 요인으로 배면지반의 유동이 발생돼 근접시공 시 인접구조물의 안정성에도 문제가 되어왔다.
지반굴착에 따른 흙막이 벽체의 배면지반에 관한 연구는 최근까지 현장계측, 수치해석 등을 통해 수행되고 있다. Clough and O’Rourke(1990), Hsieh and Ou(1998), Kung et al.(2007) 등의 연구를 통해 Fig. 1에 보인 바와 같이 지표면 변위 발생범위가 최대 벽체높이의 4배정도 (d/He ≤ 4.0)임을 알 수 있다. 특히 대부분의 지표면 변위는 벽체높이의 2배 이내(d/He ≤ 2.0)에서, 최대변위는 d/He = 0.5인 지점에서 발생된다.
지반굴착으로 발생되는 벽체변위로 인해 발생된 지반유동은 배면지반 내 지중구조물에도 큰 영향을 끼친다. 또한 이 같은 문제해결을 위해 버팀대에 가하는 선행하중의 크기에 따라 지중구조물의 안정성이 상이진다. Canadian Geotechnical Society(1997)는 굴착에 의한 벽체변위 억제를 위해 선행하중을 설계하중의 100% 적용을 제안한 바 있다. Kim and Lee(2007) 대형 모형시험을 통해 굴착단계와 버팀대에 가한 선행하중 크기에 따라 지중구조물의 변위형상이 상이하고, 단계별 굴착에 따라 구조물의 변위가 증가됨을 보인 바 있다.
이처럼 지반굴착으로 인한 배면지반의 유동은 지표, 지중구조물의 안정성에 큰 영향을 끼침을 알 수 있다. 그러나 대부분의 연구들이 배면지반에 존재하는 지표, 지중구조물에 대한 것이다.
기존 연구와 달리 전력구가 벽체와 횡단 배치된 경우 전력구의 변위형상은 배면지반 내 존재하는 경우와 상이하다. 또한 흙막이벽체의 간격에 따라 버팀대의 강성이 상이하므로 간격에 따라 전력구의 변위형상도 상이하다. 즉 벽체간격, 흙막이벽체와 전력구의 배치조건은 전력구의 변위형상 예측과 안정성에 영향을 끼침에도 이에 대한 연구가 수행되지 않고 있다.
3. 수치해석
3.1 모델링
배면지반 내에 전력구가 설치된 경우 평면변형율 조건(Plane strain condition)을 만족해 2D 수치해석이 가능하다. 그러나 흙막이벽체와 횡단 배치된 경우 이 조건을 만족하지 않으므로 벽체간격에 따라 상이해지는 전력구의 변위형상과 안정성 조사를 위해 3D 수치해석을 수행하였다. 수치해석 프로그램은 유한요소해석 프로그램 중 하나인 MIDAS (NX)이다.
Fig. 2는 흙막이벽체의 간격과 굴착단계에 따은 전력구의 거동을 조사하기 위해 모델링한 것이다. 해석단면의 크기는 흙막이벽체의 높이(≥2He, where He = Height of wall), 배면지반의 거동특성(≥2He), 전력구의 길이(≥50 m) 등을 고려해 결정했으며, Fig. 2(a)와 같이 12.2 (Width, B) × 16.0 (Height, H) × 68.0 m (Length, L)이다. 벽체의 외부지반과 굴착토는 중간밀도인 모래지반이며, 3차원 유한요소(3D-finite element)로 모델링하였다. 지반에 설치된 전력구의 크기는 2.1 (Width) × 2.3 (Height) × 68.0 m (Length)이며(KEPCO, 2012), 3차원 요소로 모사하였다. 전력구의 상단 토피고는 2.0m이다. 지반과 전력구의 유한요소(Meash)는 정사면체 요소(절점수: 4, 중간절점: 6)로, 벽체에 근접한 경우 요소크기는 0.5 m, 벽체와 이격된 경우 요소크기는 2.5 m로 설정하였다. 지반에 대한 해석모델은 Mohr-coulomb’s model을, 전력구의 해석모델은 Elastic model을 적용하였다. 해석시 경계조건은 Fig. 2(a)의 경계면 A (해석모델의 측면) 경우 수평변위구속을, 경계면 B(해석모델의 바닥부)의 경우 수직, 수평, 회전변위구속을 적용하였다.
흙막이벽체는 Fig. 2(b)에 보인 바와 같이 버팀형식의 토류판+H-pile 벽체를 모사하였다. 버팀대, 띠장, H-말뚝(Strut, wale and H-pile)는 1차원 빔 요소(1D-Beam element)로 모델링하였다. 벽체 구조물에 적용한 해석모델은 Elastic model이다. 버팀대 규격은 H-beam, 300 × 300 × 10/15이고, 띠장과 H-말뚝의 규격은 H-beam, 250 × 250 × 10/15이다. 띠장의 수평간격(sH-wale)은 3.0 m이고, 버팀대의 수직간격(sV-strut)은 5.0 m이다(sH-wale≤3.0 m, sV-strut≤5.0m; KGS, 2006). 토류판은 쉘 요소(2D-Shell element)로 모델링하였으며(Thickness of timber plate = 0.08 m), 토류판과지반의 경계면은 지반굴착 시 벽체와 지반의 거동특성을 모사하기 위해 인터페이스 요소를 적용하였다. 인터페이스 고려시 적용된 수직, 전단강성계수(Kn and Kt)는 Eqs. (2), (3)과 같다.
여기서, Es와 Gs는 흙의 탄성, 전단탄성계수이다. R과 tv는 강도감소계수와 가상두께를 의미하며, 목재/모래에 대한 인터페이스를 고려해 MIDAS(2010)과 Shin(2015)이 제안한 바와 같이 각각 0.80과 0.10을 적용하였다(R=0.80, tv=0.10). 모델링시 재료물성값은 Bowles(1997), USDA(2010), Sim et al.(2015) 등이 제안한 값을 적용하였다(Table 1).
(MPa), where σck = compressive strength3.2 수치해석조건
Table 2는 해석조건을 보인 것이다. 벽체설치과정에 따라 변화되는 전력구의 전단력, 침하량 등의 객관적인 비교를 위해 본 연구에서는 먼저 벽체설치전의 전력구 설치과정을 모사한 수치해석을 수행하였다. 전력구 하부에 다른 용도의 공동구가 설치될 경우 다양한 벽체간격으로 개착식 흙막이공법이 수행되며, 원활한 공동구의 설치를 위해 통상 버팀대의 중간말뚝이 활용되지 않는다. 이 같은 현장시공성을 고려해 흙막이벽체의 간격(s)은 구조계산을 통해 중간말뚝이 요구되지 않는 최대 간격(max.Space of wall ≈ 6.5 m) 이내로 제한해 벽체의 간격을 달리하였다. 벽체의 간격은 주요 구조물인 전력구의 폭(B)을 기준해 달리 하였다.
Table 2
Analysis Conditions
| Type | Cable tunnel | Timber retaining wall | |||
|---|---|---|---|---|---|
| B(m) | H(m) | Death,z(m) | He(m) | Space of wall(s) | |
| Cable tunnel only | 2.1 | 2.3 | 3.15 | - | - |
| Earth retaining wall | 2.1 | 2.3 | 3.15 | 8.0m | 0.5B, 1.0B, 1.5B, 2.0B, 2.5B, 3.0B |
Fig. 3은 수치해석과정을 보인 것으로, 해석단계는 총 6 단계이다. 해석초기조건은 Fig. 2(a)에 보인 바와 같이 전력구가 설치된 지반에 횡방향으로 토류판 설치를 위해 H-piles이 설치된 상태를 모사하였다. 지반굴착단계는 총 5단계이며, 굴착깊이는 그림에 보인 바와 같이 단계별 1.5 m 이다. 1단 굴착과정 중 1단 버팀대, 띠장(Strut and wale)의 설치는 실제현장의 1단계 설치깊이 1.0 m 이하임을 감안해 심도 1.0 m 지점에 설치하도록 단계를 설정하였다. 2, 3단의 버팀대과 띠장은 Fig. 3에 보인 바와 같이 3단과 5단 굴착과정 중 설치되는 것으로 하였다. 1단 버팀형식으로부터 각각 3.0 m 간격으로 심도 4 m, 7 m 지점(z=4, 7 m)의 벽체에 설치하는 것으로 단계를 설정하였다. 이 같은 해석과정이 완료된 후 굴착과정에서 발생된 가설벽체, 전력구에 발생된 변위와 전력구에 변화된 전단력 등을 조건별로 비교하였다. 가설벽체와 횡단 배치된 전력구는 지반굴착으로 인한 배면지반의 변형으로 지점 별 변위와 전단력이 서로 상이하다(Fig. 4). 이에 조건별 전력구의 변위와 전단력 비교를 위해 Fig. 4에 보인 바와 같이 중앙부를 기준한 총 6개의 지점(Point a~g)에 대한 해석결과를 조사하였다. 각 지점간 거리(Space of observing point, s(ob.))은 전력구 폭의 1배이다(s(ob) =1.0B). 측점 간의 전체 거리(Distance of observation, D(ob))은 5B+s/2이다(D(ob.)=5B+s/2).
4. 해석결과 및 분석
4.1 지반과 벽체 및 전력구의 거동
본 연구는 객관전인 전력구에 대한 안정성평가를 위해 흙막이 벽체설치 전 전력구의 시공과정을 모사한 해석을 수행하고, 개착식 흙막이 벽체설치 및 굴착과정을 모사해 해석을 수행하였다.
4.1.1 전력구 설치시 지반과 전력구의 거동
Fig. 5는 개착방식을 통한 전력구의 설치과정을 모사해 해석을 수행한 결과를 보인 것이다. 해석결과로 조사된 Fig. 5(a)에 보인 바와 같이 토피층의 성토(토체중량 증가)로 인해 전력구의 하부지반에 발생된 최대변위는 5.35×10-2 m 이었다. 전력구의 최대변위는 Fig. 5(b)에 보인 바와 같이 5.35×10-2 m 이었으며, 구조물 하부에 변위가 집중되었다. 최대전단력은 Fig. 5(c)와 같이 2.75×102 N/m2 이었으며, 측벽에 전단력이 집중되었다.
해석결과를 통해 조사된 전력구의 변위는 구조물의 허용기준치인 25 mm 이하였다. 또한 전력구의 최대전단력은 Eq. (1)을 통해 산정된 허용전단력τca = 3.91×102 N/m2 보다 작았다. 이 같이 허용기준치와의 비교를 통해 전력구의 안정성에는 문제가 없음을 확인하였다.
4.1.2 벽체이격에 의한 지반, 벽체, 전력구의 거동
Fig. 6은 벽체간 이격거리에 따른 해석결과를 보인 것이다. 간격 s=1.0B인 경우 Fig. 6(a)에 보인 바와 같이 최종 굴착시 굴착면의 하부지반에 변위가 집중되었고, 최대변위는 8.89× 10-3 m 이었다. 버팀형식의 벽체경우 Fig. 6(b)와 같이 하단부에 변위가 집중되었고, 최대변위는 5.61×10-3 m 이었다. 굴착으로 인한 배면지반의 변형으로 전력구에 발생된 전단력은 Fig. 6(c)와 같이 전력구와 벽체의 경계부에 집중되었다. 이 지점에서의 전단력이 최대였고, 최대전단력은 1.76× 103 N/m2인 것으로 조사되었다.
Fig. 7은 간격 s=2.0 B인 경우 해석결과를 보인 것이다. 최종 굴착시 Fig. 7(a)와 같이 배면지반과 굴착지반의 하부에 변위가 집중됨을 알 수 있다. 이 조건도 굴착면 하부지반에 가장 큰 변위가 발생하였고, 최대변위는 1.69×10-2 m 이었다. 버팀형식인 벽체의 경우, Fig. 7(b)에 보인 바와 같이 벽체 하단버팀대의 변위가 최대였으며, 최대변위는 7.83×10-3 m 이었다. 전력구의 최대전단력은 Fig. 7(c)와 같이 벽체와의 경계부 에 집중되며, 3.39×103 N/m2인 것으로 조사되었다. 해석결과를 통해 버팀형식인 벽체의 이격거리의 증가로 배면지반, 굴착면의 하부지반, 벽체의 변위, 전력구의 전단력도 증가한다. 특히 Figs. 6(b), 7(b)에 보인 바와 같이 벽체의 간격이 작은 경우 벽면에 변위가 집중된 반면, 간격이 큰 경우 하단의 버팀대에 변위가 집중되고 증가한다. 또한 전력구의 전단력이 증가한다. 이 결과는 벽체의 간격증가로 버팀대 강성이 감소해 벽체를 지지하는 버팀대 변위가 증가되고, 이 때문에 벽체와 배면지반의 변형증가로 전력구의 전단력이 증가됐음을 의미한다.
4.2 조건별 해석결과 비교
Fig. 8은 해석결과로부터 조사된 벽체간격에 따른 굴착단계별 벽체의 변형을 보인 것이다. 벽체의 간격이 증가함에 따라 그림에 보인 바와 같이 벽체변형도 증가됨을 알 수 있다.
Fig. 9는 벽체의 최대 수평변위δ(H)max.를 비교한 것이다. 벽체의 간격이 증가함에 따라 벽체의 수평변위는 증가하고 벽체의 간격 2.0 B 이상부터 일정하였다. 해석결과를 통해 조사된 벽체의 이격거리에 따른 최대 수평변위는 11.50 mm 인 것으로 조사되었다δ(H)max.= 11.50mm).
Fig. 10은 조건별 벽체변형으로 발생된 배면지반의 지표면과 전력구의 수직변위를 보인 것이다. 지표면과 전력구의 변위는 벽체와 배면지반의 경계부에서 최대였다. 벽체와의 이격거리 L이 증가됨에 따라 Fig. 10(a)와 같이 지표면의 침 하는 감소하였고, 지반굴착으로 인한 지반의 영향범위는 벽체높이 H의 약 2.5~3.0배 정도였다. 전력구의 변위도 Fig. 10(b)에 보인 바와 같이 지표면의 변위형상과 유사하였고, 전력구 중심에 발생된 수직변위는 벽체와 배면지반의 경계부 변위보다 작았다.
Fig. 11은 수치해석을 통해 조사된 벽체의 간에 따라 발생된 배면지반의 지표면과 전력구의 최대 수직변위를 비교한 것이다. Fig. 11에 보인바와 같이 지반굴착으로 인해 발생된 지표면의 최대 수직변위는 약 7.9 mm 이었고δ((V)max.-soil = 7.9 mm), 벽체의 간격 s/B ≥ 2.0 부터 변위가 일정하였다. 전력구의 최대 수직변위는 5.3 mm 정도였고δ(V)max.-tunnel = 5.3 mm), 벽체간격 s/B ≥ 1.5부터 변위가 일정하였다.
Fig. 12는 벽체의 간격 s에 따른 전력구의 중앙부에 발생된 수직변위δ(V)를 보인 것이다.
그림에 보인 바와 같이 벽체간의 간격이 증가함에 따라 전력구 중앙에 발생된 변위는 증가하나, 간격 s ≥ 1.50 B 부터 일정하였다. 해석결과로부터 조사된 간격 벽체 s ≥ 1.50 B 전력구의 변위는 약 4.6 m인 것으로 조사되었다.
Fig. 13은 Fig. 4와 같은 전력구의 측점위치에 서의 전력구에 발생된 전단력을 비교한 것이다. 그림에 보인 바와 같이 벽체와 배면지반 경계지점의 전력구에 전단력이 집중되고, 벽체와의 거리가 증가함에 따라 전력구에 발생된 전단력은 감소하였다.
Fig. 14는 벽체/배면지반 경계부의 전력구와 전력구의 중앙에 발생된 전단력을 비교한 것이다. 여기서 그림의 곡선 A는 벽체/배면지반의 경계지점의 전력구에 발생된 전단력의 변화를 곡선 B는 굴착지반에 위치한 전력구의 중앙에 발생된 전단력의 변화를 보인 것이다. 그림에 보인 바와 같이 곡선 A의 전단력은 곡선 B의 전단력보다 증가됨을 알 수 있다. 이 결과는 벽체/배면지반 경계지점에 위치한 전력구에 지반굴착으로 인한 배면지반의 변형으로 전단력이 집중됨을 의미한다.
3D 수치해석을 통해 버팀형식의 가설벽체의 간격에 따른 벽체, 배면지반, 전력구의 거동을 조사하였다. 벽체의 간격 증가로 인해 벽체, 배면지반의 변위가 증가됨을 Figs. 9, 10을 통해 보였다. 이는 벽체간격이 증가됨에 따라 벽체의 변위를 억제하는 버팀대에 작용모멘트가 증가되고 이 때문에 버팀대의 휨변형이 증가됨에 따른 것으로, Figs. 9, 10의 결과로부터 벽체간격의 증가로 배면지반 변형이 증가되었음을 알 수 있다. 또한 이 증가된 배면지반의 변형은 기 설치된 전력구에도 영향을 끼쳐 전력구의 변위와 전단력을 증가시킨다(Figs. 11, 14).
해석결과를 통해 Fig. 11에 보인 바와 같이 지반굴착으로 인한 전력구의 최대 수직변위는 설계시 허용침하량 25 mm 이하인 5.3 mm이었다. 하지만 s > 0.5B인 경우 전력구에 발생된 최대전단력은 배면지반의 변형에 영향을 받아 Fig. 14에 보인 바와 같이 허용전단력(Eq.1) τca = 3.91× 102 N/m2 보다 증가하였다. 또한 벽체/배면지반의 경계부에 위치한 지점의 전력구에서 전단력이 가장 최대였다.
통상 이 같은 현장조건에서 개착식 흙막이벽체를 설치할 경우 지반굴착으로 인한 안정성 확보를 위해 전력구의 하부만을 보강하는 경우가 대부분이다. 그러나 해석결과를 통해 조사된 전력구는 벽체/배면지반의 경계부에 변위와 전단력이 집중되며, 벽체변위가 크지 않음에도 배면지반의 변형에 큰 영향을 받게 됨을 알 수 있다. 또한 기설치된 전력구는 예기치 못한 지속하중, 시간경과에 따른 큰크리트 강도감소 등 요인으로 시공초기의 압축강도와 상이할 수 있으나, 수치해석에 이 같은 문제를 반영하지 못한 점을 감안하면 전력구의 변위에 대한 안정성도 문제가 될 수 있다. 즉 지반굴착으로 인해 횡단배치된 전력구의 안정성 확보를 위해서는 벽체/지반경계부 지점의 전력구에 대한 보강대책이 먼저 강구돼야 한다.
5. 결론
본 연구는 3D 해석으로부터 전력구가 기 설치된 지반에 횡단으로 버팀식 흙막이 벽체가 설치될 경우의 벽체, 배면지반, 전력구의 거동특성을 조사하였다. 해석결과로부터 벽체의 간격이 증가됨에 따른 버팀대의 휨 변형 증가로 벽체, 배면지반의 변형이 증가되고, 이로 인해 전력구도 큰 영향을 받게 됨을 확인하였다. 좀 더 세부적인 결과는 다음과 같다.
(1) 흙막이 벽체 간격 s ≤ 2.0인 경우 벽체변위는 증가하나, s > 2.0인 경우 벽체변위가 일정하였다.
(2) 배면지반의 지표면과 전력구의 변위는 벽체간격 s ≤ 1.5B인 경우 증가하나 s > 1.5B인 경우 일정하였고, 벽체/배면지반 경계부의 변위가 최대였다.
(3) 벽체의 간격증가로 인한 배면지반의 변형으로 전력구의 전단력은 크게 증가하였고, s = 0.5B인 경우를 제외한 모든 조건에서 설계시 고려한 전력구의 허용전단력을 상회하였다.
(4) 지반굴착에 인한 배면지반의 변형으로 벽체/배지반 경계부의 전력구에 대한 안정성이 가장 취약하였다.
본 연구는 현장계측이 아닌 이상화된 지반조건을 모사한 수치해석결과로, 현장지반조건에 따라 결과가 상이할 수 있어 좀 더 다양한 지반조건, 벽체와 전력구의 계측자료가 반영된 추가연구가 요구된다.
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