1. 서 론
2. 수치해석 방법
2.1 모델링 방법 및 해석조건
2.2 재료특성
2.3 보강영역의 크기 및 배치
3. 수치해석 결과
3.1 지반아칭에 의한 보강영역의 응력집중
3.2 암석재료 성토층의 침하
3.3 허용침하량에 따른 공극채움 수량
4. 결 론
1. 서 론
경부고속철도 2단계 구간이 개통한 2010년 이후 우리나라 철도에는 콘크리트궤도가 활발히 적용되고 있다. 콘크리트궤도는 초기 건설비용은 크지만 내구성이 좋아 자갈궤도에 비하여 유지보수 비용이 절감되는 장점을 갖고 있다. 그러나 자갈궤도는 침하가 발생하면 자갈을 추가로 투입하여 침하를 복원할 수 있지만, 콘크리트궤도가 침하하면 복구에 막대한 비용이 발생하므로 선로 개통 후 허용 잔류침하량을 25mm이하(레일 체결장치의 높이 조정이 가능한 범위)로 관리하고 있다(Korea National Railway, 2017).
그러나 국내 콘크리트궤도에는 개통 후에도 지속적인 침하가 발생하고 있으며, 경부고속선 2단계 구간, 호남고속선, 전라선 등 콘크리트궤도로 시공된 구간에 대하여 궤도를 들어올려 침하를 복원하는 지속적인 보수작업이 적용되고 있다(Korea Railroad Research Institute, 2020). 이러한 침하의 원인에 대하여 Soeung et al.(2018)은 설계조건 및 침하패턴에 대한 분석을 통해 호남고속선의 침하 원인으로 충적층 지역에 구축된 선로에서 지반개량이 이루어지지 않은 지역에서 침하가 많이 발생하고 있다고 제시하였다. 반면에 Korean Geotechnical Society(2020)와 Korea Railroad Research Institute(2020)의 호남고속선 침하 발생 구간에 대한 정밀 시추조사에 의하면, 콘크리트궤도의 침하는 원지반의 침하가 아닌 하부노반의 부적절한 시공이 원인인 것으로 판단되고 있다. Korea National Railway(2017)은 철도 노반 성토에 세립분 함량(200번체 통과량)이 25% 이상인 토사를 사용할 수 없으며, 암석 재료를 성토하는 경우는 충분한 양의 토사를 혼합하여 특정 입도 분포 조건을 충족할 때 사용 가능하다고 규정하고 있다. 그러나 현재 국내 철도 노반공사에는 현장에서 쉽게 구할 수 있는 세립분 과다 함유 토사와 암석재료가 적절한 조치 없이 무분별하게 사용되고 있는 것으로 보고 되고 있다(Korean Geotechnical Society, 2020).
산악지형이 많은 우리나라에서는 터널공사에서 상당한 수량의 암석재료가 발생하고 있으며 이를 철도 노반공사에 사용하면 경제적인 철도노반의 구축이 가능하다. 암석재료를 성토재료로 사용하기 위해서는 상부노반의 경우는 입경 100mm 이하의 암석재료를 두께 300mm 이하의 층으로, 하부노반의 경우는 입경 300mm 이하의 암석재료를 두께 500mm 이하의 층으로 다짐 성토해야 하며, Table 1의 입도분포를 만족시키는 충분한 양의 토사를 혼합하여 암석재료 사이의 공극이 토사로 충분히 채워질 수 있도록 해야 한다(Korea National Railway, 2017). 또한 운반, 포설, 다짐 작업 중 재료분리가 발생하지 않도록 세심한 시공관리가 필요하다. 그러나 실제 현장에서 이러한 토사 혼입을 통한 균질한 입도분포의 시공은 거의 불가능한 것으로 판단되며, 이러한 우려로 암석재료의 성토는 궤도로부터 3m 이상 깊이의 하부노반에 주로 적용되고 있으나, 그 시공 상태는 적절치 않아 암석재료 사이에 많은 공극이 발견되고 있으며 호남고속선의 경우 전체 토공 구간의 22.6%인 총 455개소에서 개통 후 잔류침하 기준 이상의 침하가 발생하고 있는 것으로 보고되었다(Korean Geotechnical Society, 2020).
Table 1.
Requirement of rock material for concrete track embankment, Korea National Railway, 2017
Korean Geotechnical Society(2020)는 콘크리트 궤도 노반에 대한 시추조사를 통해 침하의 주요 원인이 암석 재료의 브리징에 의한 공극 발생에 의한 것으로 평가하였다. Fig. 1은 공내영상촬영(BIPS, Borehole Image Processing System) 결과로 암석 입자들 사이에 토사가 채워지지 않아 다수의 공극이 형성된 것을 확인 할 수 있다. Houston et al.(1993)은 암석재료가 형성하는 공극 구조가 큰 응력이 작용하는 입자 사이의 접촉점 파쇄로 붕괴하여 침하가 유발된다고 발표하였다(Fig. 2). Feda(2000)는 공극에 흙이 채워진 조립재료가 하중을 받는 경우 첫 번째 단계로서 가장 약한 입자가 응력 집중에 의해서 깨지게 되며, 이러한 입자 조각들은 더 이상 하중을 받을 수 없게 되면서 변형을 유발시키고 다음 단계로 흙구조의 압축과 함께 깨진 입자들도 다시 하중을 받는 구조로 입자가 재배열되는 과정에서 침하가 발생하는 압축 붕괴 메커니즘을 제시하였다. Lee et al.(2010)은 이러한 조립재료의 장기압축 침하 특성을 직경 60cm의 대형 오이도미터셀을 사용한 실내시험을 통하여 규명하였다.
양질의 토사를 암석재료와 혼합하여 성토하는 방법은 운송 및 혼합 공정에 큰 비용이 발생하여 실제 현장에 적용하는 것이 쉽지 않다. 따라서 암석재료를 토사 혼합 없이 그대로 사용하여 성토하는 방법은 비용과 공기 측면에서 매우 유리하다. Lee et al.(2023)은 하부노반에 성토된 암석재료 사이의 공극을 부분적으로 보강하여 침하를 억제하는 방법을 제안하였다. 이 방법에서는 암석재료 사이의 공극을 강도가 큰 주입재로 채워서 일정한 간격의 기둥 형태의 보강 영역을 구성한다. 보강된 영역과 보강되지 영역의 강성차이로 상부노반에는 지반아칭이 발생한다. 상부노반의 성토하중은 지반아칭에 의하여 강성이 큰 보강 영역에 집중되고, 강성이 작은 비보강 영역에 작용하는 하중은 감소하여 하부노반에 발생하는 침하가 감소하게 된다. 이 방법은 Lee et al.(2016), Hong and Lee(2002), Lee et al.(2001) 등에 의하여 제시된 연약지반에 말뚝설치를 통해 상부지반의 아칭을 유발하는 성토지지말뚝 공법의 원리를 적용한 것이다. Lee et al.(2023)이 제안한 방법에서는 일정한 간격으로 주입공이 뚫려있는 주입관을 암석재료 성토 중에 수평 방향으로 일정 간격 및 깊이로 매립하고, 충분한 강도와 강성 및 유동성을 가진 공극채움재를 주입하여 실린더 모양의 구근을 암석재료 성토층에 형성한다(Fig. 3).
본 논문에서는 이러한 침하억제 방법의 효과를 평가하기 위하여 유한요소해석을 이용한 수치해석을 수행하여 보강된 영역의 크기, 강성, 간격 등이 침하억제에 미치는 영향을 분석하여 제시하였다.
2. 수치해석 방법
2.1 모델링 방법 및 해석조건
Fig. 3의 하부노반 부분 보강 방법에 대하여, 원통 형태의 보강 영역이 정방형으로 배치된 조건에 대하여 해석을 수행하였다(Fig. 4a). 정방형 배치의 대칭 조건을 고려하여 1/4 영역에 대하여 Fig. 4b와 같이 단순화된 3차원 모델을 적용하였다. 범용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS(SIMULIA, 2016)을 이용하여 2단계의 준정적해석을 적용하였다. 첫 번째 단계에서는 성토된 흙의 중력에 의한 하중을 점진적으로 작용시켰으며, 두 번째 단계에서는 동적 에너지가 충분히 소산될 때까지 해석을 수행하였다. 지반은 모두 육면체의 8절점 삼차원 연속체 요소로 모사하였다. 또한 보강된 영역과 보강되지 않은 영역의 접촉면은 중첩을 허용하지 않는 모델(hard contact model)을 사용하여 모사하였다. 대칭 조건을 고려하기 위한 경계조건으로 경계면에서의 수평방향의 변위를 구속하였으며, 암석재료 하부에 단단한 지반이 존재하는 것으로 가정하여, 최하부 수직변위도 구속하였다.
이 방법은 Lee et al.(2020)이 토목섬유로 보강된 성토지지말뚝의 해석에 적용한 방법을 따른 것으로, 해석의 신뢰성은 Lee et al.(2019)가 수행한 실대형 모형실험과의 비교를 통해 검증되었다. Fig. 5는 해석 기법에 적용된 아칭모델을 나타낸다. Korean Geotechnical Society(2020)의 조사결과를 토대로 현재 침하 문제가 발생하고 있는 우리나라 고속철도의 전형적인 토공 높이를 고려하여 성토높이 10.0m에 대하여 상부 7.0m는 토사로, 하부 3.0m는 암석 재료로 성토된 것으로 가정하였다.
2.2 재료특성
상부노반에 적용된 토사에 대해서는 Lee et al.(2020)에 제시된 철도 상부노반의 재료 특성이 반영된 물성치를 적용하였으며 Mohr-Coulomb 모델을 사용하여 지반아칭을 모사할 수 있도록 하였다. 암석재료 성토부는 탄성체로 모사하였으며, 보강되지 않은 암석재료 성토영역에 대해서는 최대입경 100mm의 암석재료에 대하여 300mm 직경의 체임버를 이용한 실내 압축시험으로부터 산정한 수직탄성계수를 적용하였다. 보강된 영역에 대해서는 공극채움재의 특성 및 주입율에 따른 강성 변화를 가정하여 탄성계수를 80MPa에서 500MPa로 변화시켜 해석을 수행하였다. 80MPa은 양질의 재료로 다짐이 잘 된 상부노반의 수직 강성에 해당하며, 500MPa은 시멘트 계열의 재료를 주입하여 공극을 채운 경우 얻을 수 있는 보강 강성이다. Table 2에는 해석에 사용된 재료의 물성을 정리하여 나타내었다. 보강된 영역과 보강되지 않은 영역의 경계는 Naval Facilities Engineering Command(1986)에서 sand-gravel mixture에 대하여 제안한 0.35의 마찰 계수를 갖는 활동면으로 모사하였다.
Table 2.
Material properties used in the numerical analysis
2.3 보강영역의 크기 및 배치
보강된 기둥형태 영역은 정방형으로 배치하여 Fig. 5와 같은 형태의 3차원 아치가 상부노반에 발생할 수 있도록 하였다. 암석재료의 침하를 효과적으로 억제하기 위한 보강영역의 크기 및 간격을 결정하기 위하여 보강영역의 직경은 주입을 통해 형성이 가능한 범위인 600mm, 800mm, 1,000mm 세 종류로, 중심간격은 보강영역 직경의 2배에서 5배까지 변화시켜 해석을 수행하였다.
3. 수치해석 결과
3.1 지반아칭에 의한 보강영역의 응력집중
Fig. 6은 수치해석 결과로 나타난 수직응력 분포로 상부노반에 발생한 지반아칭으로 보강된 영역에 수직응력이 집중되는 것을 알 수 있다. 보강된 영역의 상부에 작용하는 수직응력은 약 180~240kPa의 범위를 나타내는 반면 보강되지 않은 영역은 81~108kPa 범위의 수직응력이 작용하여 2배 이상의 응력이 보강 영역으로 집중되는 것으로 나타났다.
Fig. 7은 보강직경(d)이 800mm이고 보강간격(s)이 1,600mm로 직경의 2배(s/d=2)인 경우 보강된 영역과 보강되지 않은 영역의 상부면에 작용하는 수직응력의 평균을 나타낸 것이다. Fig. 7에는 보강이 없는 경우 암석재료 성토층 상면에서의 수직응력에 해당하는 130.4kPa도 함께 나타내었다. 암석 재료의 부분 보강으로 인한 지반아칭에 의하여 보강된 영역에 수직응력이 집중되어 보강되지 않은 영역의 수직응력이 상당히 감소하는 것으로 평가되었다. 보강이 전혀 없는 경우에 비하여 보강된 경우 보강 강성에 따라 수직 응력이 보강된 영역에서 2.1~2.9배 증가하고 보강되지 않은 영역에서 0.7~0.4배로 감소하였다. 이러한 지반아칭에 의한 보강된 영역의 수직응력 집중 효과는 보강강성이 150MPa인 경우까지 급격히 증가하였으나, 보강 강성이 150MPa보다 큰 경우에는 보강강성 증가에 따른 응력집중 효과가 점진적으로 감소하였다. 이러한 결과로부터 최적의 아칭효과 발현을 위한 최적의 보강 강성 평가가 가능하며, 보강 강성에 따른 공극채움 재료의 비용을 함께 분석함으로써 향후 최적설계에 해석결과를 적용할 수 있을 것으로 판단된다.
Fig. 8은 보강영역의 직경이 800mm이고 강성이 120MPa인 경우 중심간격에 따른 보강된 영역과 보강되지 않은 영역의 상부면에 작용하는 수직응력의 평균을 나타낸 것이다. 보강 간격의 증가에 따라 보강된 영역과 보강되지 않은 영역에 작용하는 수직응력은 모두 증가하는 것으로 나타났으며, 보강되지 않은 영역에 작용하는 수직응력은 보강 간격의 증가에 따라 보강하지 않은 경우의 수직응력으로 수렴하는 것을 알 수 있다. 보강간격이 보강직경의 4배인 경우 보강하지 않은 경우 수직응력의 85%에 달해서 아칭효과로 인한 보강영역으로의 응력 집중효과가 미미한 것으로 나타났다.
3.2 암석재료 성토층의 침하
Fig. 9는 보강직경이 800mm인 경우에 보강강성에 따라 암석 성토층 상면에서 발생하는 최대침하량을 나타낸 것이다. 최대 침하량은 보강되지 않은 영역의 중앙에서 발생하였다. Fig. 9로부터 보강된 암석재료의 강성이 클수록 상부노반의 아칭에 의한 응력 집중 현상이 증대되어 보강되지 않은 영역의 침하가 크게 감소하는 것을 알 수 있다. 보강강성에 따른 침하 감소량은 150MPa까지 크게 증가하다가 보강강성이 커지면서 그 효과가 점진적으로 감소하는 것을 알 수 있다. 이러한 보강강성에 따른 최대침하의 감소는 Fig. 7에 나타난 보강강성에 따른 응력집중과 동일한 경향을 나타내었다.
Fig. 10은 보강간격이 보강직경의 2.0배인 경우에 보강직경에 따른 암석재료층의 최대침하의 변화를 나타낸 것이다. 보강직경에 대한 보강간격의 비가 같으면 전체적인 공극채움의 수량이 동일하므로 동일한 수준의 보강이 이루어졌다고 간주할 수 있다. Fig. 9에서 보강직경이 작을수록 최대침하가 작게 발생하는 경향을 확인할 수 있으며, 이는 보강 간격이 작아서 규모가 작은 아치가 다수 발생할수록 침하 억제 효과가 더 크다는 것을 의미한다. 그러나 보강직경에 따른 최대 침하의 변화는 1mm 이하로 매우 작은 것으로 평가되었다. 실제 설계적 측면에서는 보강 간격이 작을수록 더 많은 주입공이 필요하여 경제성 측면에서 더 불리할 수 있으므로, 공극채움재의 점성 및 경화속도, 암석재료의 입도 등을 고려하여 실제 형성이 가능한 보강영역의 직경을 결정하는 것이 적절한 것으로 판단된다.
Fig. 11은 보강간격에 따라 암석재료층에서 발생하는 최대 침하를 나타낸 것으로, 보강간격이 증가함에 따라 최대침하가 증가하며, 그 증가율은 보강간격에 따라 점진적으로 감소하는 경향이 나타났다. Fig. 11에는 암석층에서의 허용침하를 10mm라고 가정하였을 때 이를 만족시키기 위한 최소 보강간격의 예측값도 보간하여 나타내었다.
3.3 허용침하량에 따른 공극채움 수량
Table 3에는 Fig. 11로부터 예측한 암석재료층의 허용침하를 10mm이하로 억제하기 위한 최소 보강간격과 전체 암석재료를 보강하는 경우에 대비하여 부분 보강에 필요한 공극채움 재료 수량의 최소비율을 나타내었다. 강도가 높거나 공극채움율이 큰 재료를 이용하여 보강 영역의 강성을 높일수록 더 큰 간격으로 보강해도 침하를 허용기준 이내로 억제할 수 있는 것을 알 수 있다. 암석재료의 강성을 200MPa로 보강하는 경우 약 12%의 영역에 대한 보강만으로 암석층의 침하를 10mm 이하로 효과적으로 억제할 수 있는 것으로 평가되었다. 이러한 해석 결과로부터 침하를 특정 허용값으로 억제하기 위한 보강 영역 및 강성을 결정할 수 있으며, 보강재료 가격 및 주입시공 비용을 고려한 경제성 분석을 토대로 현장조건에 적합한 최적 설계가 가능할 것으로 판단된다.
Table 3.
Minimum spacing and proportion of reinforced region for allowable settlement of 10 mm
4. 결 론
본 논문에서는 암석재료로 성토된 하부노반에 대한 부분적인 보강을 통해 상부노반의 지반아칭을 유도하여 침하를 억제하는 방법의 효과를 수치해석을 통하여 평가하였다. 3m의 암석재료 성토층 상부에 7m의 토사층이 있는 경우 공극채움을 통해 일정한 간격으로 원통형 보강영역을 형성하는 경우에 대한 3차원 유한요소해석 결과로 다음과 같은 결론을 얻을 수 있다.
(1) 상부노반의 아칭에 의한 보강영역에 대한 응력집중과 하부노반의 침하 감소에 가장 큰 영향을 미치는 요소는 보강영역의 강성으로 나타났다. 보강영역 강성의 증가에 따라 150MPa까지 응력집중과 침하감소 효과가 크게 증가하였나 150MPa보다 커지는 경우 그 효과는 점진적으로 감소하였다.
(2) 보강 영역의 직경을 작게 하여 상부노반에 더 많은 아치를 좁은 간격으로 형성하면 하부노반의 동일한 보강 정도에서 침하억제량이 더 큰 것으로 나타났다. 그러나 보강 영역의 직경에 대한 침하억제량의 변화는 매우 작게 나타났으며, 보강 직경을 확대한 더 큰 간격의 주입을 통해 주입공의 수량을 줄이는 것이 더 경제적인 설계가 될 수 있는 것으로 판단된다.
(3) 암석재료층의 침하를 10mm 이하로 억제하기 위한 최소 보강 간격을 보간하여 예측하였으며, 암석재료의 강성을 200MPa 정도로 보강하면, 전체 암석 성토층을 보강하는 경우 대비 12% 이하의 공극채움 보강을 통해 효과적으로 침하를 억제할 수 있는 것으로 평가되었다.
현재 다양한 공극채움재의 적용에 따른 강성증가 효과, 보강영역의 형성 등에 관한 실험적 연구가 수행되고 있으며, 본 논문의 해석 결과를 활용하여 향후 토사 혼합 방법에 비해 경제성이 확보되는 암석 성토층 침하억제 공법이 개발될 수 있을 것으로 기대된다.
