1. 서 론

 
Sutong 교량은 중국 양쯔강의 상하이 방면 상류측 100km 지점의 강남측 Suzhou 시와 강북측 Nantong 시를 연결하는 교량이다. 이 사업은 중국의 해안고속도로 사업의 가장 핵심적인 부분으로 인식되고 있는 프로젝트이다. 이 교량은 2주탑의 7경간으로 구성되며 2면 케이블로 지지되는 강박스거더의 사장교로서, 경간구성은 100+100+300+1088+300+100+100=2088m 이다. (그림 1. 참조) 이 Sutong 교량은 세계에서 가장 긴 중앙경간을 자랑하는 교량으로 자리매김 하고 있다.

 

 

< 그림 1. 주교량의 경간 구성 >

 

중국의 개혁개방 정책은 1990년대 초반부터 푸동 및 상하이 지역의 전략적 개발과 더불어 양쯔강 삼각지 지방의 경제개발을 촉진하고 있다. 결과적으로 양쯔강 횡단은 양쯔강 북쪽의 신도심지역으로 향하는 교통의 병목구간을 유발하여 양쯔강 북쪽 지방의 경제발전을 더디게 만드는 주 요인이 되었다. 따라서 이 양쯔강을 횡단하는 Sutong 교량 건설사업은 1991년 초에 제안되어 승인을 얻게 된다.

 

1991년 부터 Jiangyin교, Nanjing제2교 및 Runyang교를 포함한 다수의 장대교량이 Jiangsu에 건설되었고, 동시에 Yangpu교 및 Lupu교와 같은 다른 몇 개의 유명한 교량이 추가로 중국에서 건설되었다. 그러나 이 Sutong 교량은 강폭이 6Km 에 이르는 양쯔강의 어귀에 자리잡고 있어서 지리적 조건이나 기상조건이 매우 복잡한 지형에 건설되었다. 더욱이 이 부근의 하천 통행량은 대단히 크고 복잡하여 이 곳에 대규모 교량사업을 시행하는 것은 모험에 가까운 일이었다. 이로 인하여 Sutong 교량의 사업승인은 2001년이 되어서야 지방의회에서 승인되었다.

교량의 바닥판은 34m 폭으로서 양방향 6차로로 구성되어 있으며, 설계속도는 100Km/h 이다. 구조물의 내구수명은 100년으로 설정하였고, 형하공간 중 항로 공간은 891m X 62m를 확보하였다.

 

이 교량의 관리주체는 Jiangsu 지방 Sutong 교량 건설 감독부로서 본 공사의 감독을 수행하고 있다. 이 교량은 HPDI 와 JSPCD 및 Tongji 대학 컨소시엄에 의해 설계되었고 시공은 2nd Navigational Engineering Bureau of China Communications Construction Company Ltd. 외 4개 회사가 담당하고 있으며, 기술자문으로 중국 철도 특수교량 설계단, 덴마크의 COWI, Southwest 대학, Maunsell Hongkong 및 일본 제철 등이 참가하고 있다.

 

 

2, 기초

 

사업위치의 지반조건은 주로 퇴적물로 이루어진 충적층이 270m 이상 분포하는 지역이어서 설계단계에서부터 기초형식에 대해 케이슨형식 에서 말뚝기초 형식까지 여러 가지 대안을 검토하였다. 최종적인 기초형식은 선굴착 말뚝기초로 결정되었는데 이는 선박충돌, 하천변 보호, 내진저항성, 미관, 구조거동 및 시공성 등을 고려하여 선정한 결과이다. (그림 2. 참조)

 

기초의 규모가 대단히 큰 말뚝기초 형식이므로 설계단계에서 여러 가지 실물 시험이 진행되어 말뚝과 지반의 상호작용 특성, 군말뚝 영향 및 기초의 지지력 등을 판단할 수 있도록 하였다. 이와 더불어서 많은 수의 고성능 응력센서와 변형율 게이지를 말뚝선단, 말뚝두부 및 말뚝의 덮개부분에 매립하여 시공 중 말뚝의 침하, 말뚝 덮개부 응력, 말뚝기초의 축력 및 변형을 파악할 수 있도록 하였으며, 말뚝-지반 상호작용 모델에 반영하여 말뚝기초의 하중전달 및 변형에 대한 피드백 해석이 가능하도록 하였다. 이러한 결과분석을 통해서 하저지반의 선 보호조치를 통한 지반 압축효과를 확인하고 장대 말뚝의 콘크리트 밀크 상태 및 그라우팅 밀실효과를 통한 말뚝기초의 지지력 보강 효과를 확인할 수 있었다. 이러한 사항과 별도로 이 3가지 조치들은 장대 말뚝기초의 일체화 거동이 가능하게 하는 효과도 얻을 수 있었으며, 군말뚝 효과는 기초거동에 중요하게 작용하지 않음을 확인하고 전체 침하량도 예상치보다 작음을 확인할 수 있었다.

 

  

< 그림 2. 기초의 일반도 (단위 : m) >

 

수리모델 실험을 통해서 주탑 기초는 300년 빈도의 홍수로 인한 유속과 지형적으로 세굴에 약한 지반특성을 감안할 때 28m 규모의 세굴이 발생 가능한 것으로 판단되었다. 따라서 주탑 기초를 시공하기 위한 가시설 공사시 이러한 세굴작용에 따른 위험에 대비하여 기초 주변에 별도의 세굴방지 조치를 취하는 것으로 결정하였다.

 

하상 세굴방지공은 2 부분으로 구성되었는데, 선 보호조치와 영구 세굴 방지공으로 나뉜다. 선 보호조치는 공사중 가시설을 보호하기 위한 기능과 영구 세굴 방지공을 가설하기 위한 정지작업용으로의 모래주머니 포설작업이며, 영구 세굴방지공은 선 포설한 모래주머니 위에 피복석과 강화석을 부착하여 하상에서 강력한 열화 방지기능을 발휘하도록 계획하였다. 이러한 영구 세굴방지공은 3개의 영역으로 구분하였는데, 중앙부(시공 가설설 면적과 동일크기), 외곽부 및 에이프런 부로 구분하였다. 구조계산 및 실험을 통하여 이러한 영역의 크기, 사용재료 및 부재두께를 결정하였다. 각 주탑 기초에 사용되는 세굴방지공의 체적은 550,000m^3 이다. 이

< 그림 3. 세굴방지 영역 분포 개요도 >

 

러한 세굴방지공 시공의 시작단계에서부터 장기 모니터링 계획을 시작하였으며 모니터링 결과는 세굴방지공의 설치 직후부터 에이프런 부분의 단부에서 국부 세굴이 발생되는 것으로 조사되었다. 이러한 세굴현상은 그 이듬해에 급속히 진행되다가 비로소 진정되었다. 2005년 10월에서 2008년 9월까지 국부 좌굴은 안정화 되었고 일부분에는 약간 퇴적되는 현상도 발생하였다. 에이프런 단부의 외곽 경사는 1:2에서 2:2.2 정도로 조사되었는데 이 수치는 모델 실험결과와 같은 수치였다. 결국 이러한 세굴현상은 주탑 기초의 세굴방지 설계개념의 적합성을 입증해 주게 된 것이다.

 

  

 

< 그림 4. 주탑의 구조형상 (단위 : m) >

 

이와 더불어 강재 거푸집에 의한 가설장치의 설치, 강재 가설물에 의한 영구구조물에 미치는 하중, 말뚝 선단 그라우팅, 6,000 톤에 달하는 강재 가물막이 구조의 하강 및 말뚝 선단보강부의 매스 콘크리트 등 여러 가지 기술적인 난제들에 대해 실험과 구조해석을 통해 문제점을 해결하였다. 기초구조와 기초판에 대한 시공은 2003년 6월에 시작되어 2005년 5월에 완료되어 총 24개월의 공기가 소요되었다.

 

3. 주탑

 

설계단계에서 주탑의 형상은 다이아몬드형, A-형, 역 Y형(한자의 사람 인 자 모양)등과 각각의 형상에 대해 가로보가 없는 형과 있는 형상에 대해 검토하였다. 간단하고 경량구조인 역 Y 형 주탑 형상이 최종 채택되었고 이는 중국의 전통문화인 하늘과 사람의 조화라는 주제를 강조하는 의미도 내포하고 있다. 주탑은 높이 300.4m 로서 중공 콘크리트 구조로 구성되어 있다.(그림 4 참조) 주탑 상부의 케이블 정착단에 강 정착박스가 배열되어 있어 케이블의 하중을 주탑으로 전달하도록 되어 있다.

 

독립 주탑구조에 대한 풍동실험을 설계 및 시공단계에서 수행하여(그림 5 참조) 주탑의 최대 갤로핑 풍속, 구조강도 및 안정성을 확인하였다. 여기에 추가적으로 시공 공학적 조사측면에서 주탑의 가설단계의 공기역학적 성능에 대한 풍동실험을 타워크레인의 영향과 가설구조물의 영향을 모두 고려하여 실시하였다. 이러한 실험은 시공단계에서의 풍압저항 안전성과 가설구조물 및 시공 인부들의 공사 환경에 대한 바람의 영향, 그리고 실험결과를 통한 구조물의 감쇄수치를 얻기 위해 수행되었다. 이러한 충동실험의 결과 교량의 주탑구

< 그림 5,6 풍동실험과 주탑시공 전경>

 

조는 풍하중에 대해 안전성을 확보하고 있으며 허용 풍속하에서의 일반적인 작업성이 확보되는 것으로 나타났다.

 

주탑구조는 자동 유압식 클라이밍 폼(상승거푸집-역주) 시스템으로 68개 구역으로 분할되어 가설되었으며, 각각의 표준 단면은 개략 4.5m 높이로 가설되었다. 강재 정착박스는 육상 작업장에서 미리 조립되어 현장에서 타워크레인으로 거치되었다. 추적 프리즘을 이용하여 주탑의 시공시 수직도를 조절하도록 하여 바람과 온도의 영향으로 인한 변위를 현장 측정을 통해 상쇄시키도록 하였다. 시공시 현장죄표계를 사용하여 현장시공 작업을 24시간 수행이 가능하도록 하였다.(그림 6. 참조) 최종적으로 측정된 결과는 주탑의 수직오차는 1/40,000 이고, 최대 축방향 오차는 7mm 인 것으로 나타났다.

 

고강도 콘크리트의 생산, 타설, 고소에서의 콘크리트 양생 및 강재 정착박스의 오차 수정 등 기술적인 문제들이 검토되었다. 주탑의 시공은 2005년 5월에 시작되어 2006년 9월에 마무리 됨 으로서 16개월의 공기가 소요되었다.

 

 

4. 강상형 거더와 케이블

 

Sutong 교량의 설계풍속은 높이 10m 상공에서 100년의 재현주기를 갖는 38.9m/s 로 설계되었다. 이때 이러한 풍하중과 온도의 영향으로 인해 교량구조는 완전한 부상 구조나 고정구조가 도입될 수 없는 것으로 분석되었다. 풍하중, 온도, 지진 및 차량 제동하중에 의한 정적구조해석 및 동적해석을 통하여 변위 억제장치가 부착된 점착성 감쇄장치 시스템을 도입하여 문제를 해결하였는데 이 방식은 반 부상시스템이라고 한다. (그림 7. 참조)

< 그림 7. 주탑과 바닥판의 준 부상장치 >

 

이러한 시스템은 동적거동에 의한 변위를 제어할 수 있고, 풍하중의 급격한 변동, 차량의 제동력 및 에너지의 소산효과를 통한 지진력을 제어할 수 있으며, 동시에 온도, 교통 및 정적 풍하중에 의한 저속의 변위는 허용할 수 있도록 최소한의 저항을 갖는 특성을 가지고 있다. 스토퍼의 역할은 감쇄장치가 교량의 바닥판이 교축방향에 대한 변위는 댐퍼의 한계치까지는 자유롭게 거동하도록 하고 반면에 이러한 한계를 초과하는 변위에는 주탑과 교량 바닥판이 서로 고정되도록 하는 역할을 수행한다.

 

적용 케이블의 형태는 제조기술, 제조환경, 하중 전달 특성 및 현장 가설능력을 고려하여 수평 와이어 스테이 케이블을 적용하였다. 이러한 케이블들은 Baosteel Group 의 1770MPa 의 강도와 7.0mm 직경의 아연도금 된 제품을 사용하였다. 이러한 케이블은 50년의 내구연한을 갖도록 설계되었고 피로 및 방수기능에 대해 적정성을 검증하였다. 또한 향후 케이블 교체를 위한 적절한 규정이 적용되었다.

 

케이블에 대한 풍동실험과 감쇄실험이 수행되어 케이블의 풍압 드레그 계수, 진동 저감 수치 및 진동저감 효과를 확인하였는데 이러한 이유는 이 Sutong 교량은 케이블부터 주탑까지 모든 부재들에 광범위하게 고유주기의 진동을 갖는 유연한 구조물이기 때문이다. 여기서 가장 중요한 검토사항은 거더와 주탑의 Vortex Shedding(풍동효과의 한 종류-역주)

 

< 그림 8. 풍동실험 전경>

 

특정 진동 및 스테이 케이블의 선형 공진 그리고 케이블의 바람과 비의 작용으로 인한 진동 현상 이다. 이러한 바람과 비의 영향으로 인한 케이블의 진동을 방지하기 위해 케이블 평면형상을 오목하게 배치하고 케이블용의 갬쇄장치를 추가하여 케이블의 감쇄비를 높이고 진동폭을 감소시키는 조치를 취하였다. 추가적으로 횡방향 연결부재가 필요시 추가할 수 있도록 시방서에 규정하여 만일에 대비하였다.

 

교량의 바닥판은 공기역학적인 형상을 가지는 강박스 거더와 부속물로 구성되어 있다. (그림 9 참조)

< 그림 9. 강박스 거더의 표준단면 (단위 : m) >

 

거더 단면에 대해서 실제 크기에 대해 1;70부터 1:13.5 비율의 모델을 제작하여 풍동실험을 수행하였다. 이 실험을 통해서 거더단면의 레이놀즈 수를 구하고 거더에 +3° 각도에 유연한 풍력흐름 상태에서 Vortex shedding 현상이 발생하는 것을 확인하였다. 상세설계단계에서 이러한 풍동실험 결과를 통해 거더의 하단에 부착되어 있는 점검 갠트리 레일 구조를 조정 반영하였는데 이 갠트리 레일은 수평방향 하단 강판에 부착되도록 하고 연결 패널은 갠트리 레일의 양단에 위치하도록 하였다.

 

시공 중 발생하는 교량의 최대 켄틸레버 구조형태의 길이는 540m 에 달하며 풍압보강재의 안전성 확보가 가장 중요한 문제가 된다. 따라서 가설 공학적 조사차원에서 교량 완성 후 및 가설 중의 가장 불리한 조건에서 풍동실험을 수행하였다.(그림 10 참조) 완성된 상태에서의 실험결과 즉, 최대 평형상태의 켄틸레버 및 최대 1방향 캔틸레버 실험 형상에 대해서는 교량의 위험 최대풍속이 설계 최대 풍속 보다 훨씬 큰 풍속임을 나타내었고 결국 이 교량은 공기역학적으로 상당히 안전한 구조를 가지고 있는 것으로 밝혀졌다. 그러나 일부 구조부분에서는 바람의 갤로핑 현상에 의해서 최대 설계 풍속 하에서 구조 안전율이 상당히 낮은 현상을 보이기도 하였다. 또한 이 실험결과를 통해서 설치된 중량 감쇄장치는 구조물의 진동수가 낮은 범위의 진동에 대해서는 그다지 효과가 없는 것으로 드러났다. 이러한 풍동실험의 결과를 바탕으로 다음과 같은 보완책이 시행되었다.

<그림 10, 11. 측경간의 강상형 가설 전경 및 주탑과 바닥판의 임시 고정장치>

 

(1) 공정계획을 조정하여 태풍 발생시기에는 최대 켄틸레버 시공단계가

발생되지 않도록 조정하고 태풍발생 시기 이전에 주경간 시공을 완료한다.

 

(2) 가설장치의 포기 및 풍압발생 부재의 제거 등 상세한 풍하중 대비 비상계획을 수립하고 예행연습을 실시한다.

 

(3) 바닥 슬래브의 일부분 및 강상형 웨브 강판의 일시적 보강을 시행한다.

 

강상형은 공장에서 제작되어 지는데, 공기단축 및 시공 중 교량의 캔틸레버 상태 지속시간을 줄이기 위해서 측경간의 강상형 단면은 플로팅 크레인을 통해 임시 교각 및 브레킷에 의해 지지해서(그림 11 참조) 주경간의 가설을 가능한 한 신속하게 완료할 수 있도록 하였다.

 

플로팅 크레인을 통한 최대크기의 거더단면은 60m 길이로서 중량은 1,250ton 에 달하였다. 일반 표준거더 부재는 데크 크레인을 통해 거치된 후 조립 및 용접된다. 바닥판 위에서 케이블을 푼 후 먼저 주탑의 정착단에 케이블을 거치하고 3단계를 거쳐서 거더 정착단에 긴장력을 도입하여 최종 정착한다. 케이블의 최대 견인길이와 견인력은 각각 25m 와 650 ton 이며 긴장력과 케이블의 길이조정은 주탑의 정착구에서 행하였다.

 

주경간의 최종연결은 긴장력을 도입하여 시행하였다. 주탑과 바닥판의 시공중 임시고정 장치는 교축방향의 타이-다운 케이블로서 제작하였고 미끄럼 플레이트가 부착된 강 교각이 수직방향으로 상부에 부착되었으며, 수평방향으로는 교축직각 방향으로 풍압 지지장치가 부착되었다.(그림 6, 참조) 이러한 최종연결 단계에서 수직 케이블의 긴장력을 절반으로 줄여 이완시킴과 동시에 타이-다운 케이블을 교축방향으로 긴장한 후 바로 이완시켜서 주경간의 바닥판의 절반을 양측 강변방향으로 10cm 이동시켜 이 때 발생된 중앙부의 공간을 통해 마지막 경간연결부를 견인하여 가설한다.(그림 12 참조)

 

< 그림 12. 주경간 키 세그먼트의 가설 >

 

상대적으로 온도변화가 심하지 않는 저녁시간(평균 대기온도 20°C)에 강변방향으로 밀어 둔 강상형을 강 중심방향으로 다시 당긴 후 캔틸레버 양단의 위치를 조정하여 임시 플레이트와 부착되도록 하였다. 약 90% 정도의 필요용접분량은 온도변화가 심한 그 이튿날 오전이 되기 전에 완료되었다. 이와 동시에 주탑과 바닥판을 연결하고 있던 임시 고정장치를 신속하게 제거하여 전체 구조시스템이 완성되도록 하였다.

 

강상형의 가설과 케이블 공사는 2006년 9월에 시작되어 10개월의 공사기간 끝에 2007년 6월에 주경간 연결을 완공하였다. 일반 주경간의 강상형 가설 기간은 평균 5일이 소요되었으며 이러한 강상형 가설기간 동안에는 하상 교통을 일시 중단시켰다.

 

5. 상부구조 가설기간동안의 공정 관리

 

Sutong 교량의 구조적 거동은 긴 캔틸레버와 장경간인 연유로 인하여 상부구조의 가설 및 제작단계에서 공정관리상의 세심한 기하적 관리방법이 필요하였다. 중대한 시공오차를 피하기 위해서 교량 공사감독청은 설계자와 감리자들을 통한 시공사의 계산서를 검토하는 조직을 구성하였다. 3개월 이상의 검토 후에 계산수치, 경계조건 및 재하순서 등에 대한 의견일치를 이끌어 내었다. 이와 별도로 민감도 분석을 수행하여 시공오차에 영향을 주는 주요 인자를 규명하였다. 해석결과는 주탑 콘크리트의 크리프와 건조수축에 의한 오차, 강상형 거더의 중량, 강상형 거더의 연장, 케이블의 길이 및 케이블의 탄성계수가 구조물의 기하형상에 중요한 영향을 미치게 되어 이러한 사항들을 주 검토 변수로 결정하였다. 또한 강재 정착박스의 높이, 강상형의 단면 강성도 및 케이블의 중량은 상기 변수들에 비해 미치는 영향이 크지 않은 것으로 분석되어 이러한 인자들은 2차 검토 변수로 지정하였다. 주탑 콘크리트의 탄성계수, 강재 정착박스의 수직도, 바닥판 단부의 정착구 높이 및 거더 단면사이의 용접부의 건조수축 차이 등은 구조물에 미치는 영향이 매우 미소하여 이들 인자들은 일반적으로 무시하는 것으로 정하였다. 추가적으로 이론적인 해석결과 구조적 기하형상은 풍력과 대기온도에 대단히 민감한 것으로 분석되었다. 따라서 풍력과 온도의 영향은 반드시 반영되도록 하였으며 시공시 조사된 환경적인 필요조건들도 검토되었다.

 

제작단계에서, 강상형 거더와 케이블은 이러한 시공관리 계산서에 의해 규정된 요구사항과 자료를 바탕으로 제작되었다. 추가적으로 각각의 강상형 세그먼트들의 기하형상과 중량은 특정한 환경조건 하에서 정밀하게 측정되었다. 케이블의 양쪽 정착단 까지의 거리와 탄성계수는 각 케이블의 제작 후 측정하도록 하였다.

 

교량의 가설시 가장 중요한 사항은 케이블의 길이에 의해 결정된다. 실제 적용 시에는 각 강상형 세그먼트와 케이블이 가설된 후에 순차적 해석과 중간단계의 예상 기하 형상치를 계산 및 비교하여 가설의 시간간격을 결정한다.

 

2007년 6월 중앙경간의 마지막 시공단계에서 키 세그먼트 형상이 결정되었는데 이는 강상형의 상부 플레이트, 하부 플레이트 및 웹 플레이트의 일치와 기 시공된 켄틸레버 구조의 선단과 양쪽에서 중심선 기준으로 1mm 이내의 오차를 충족시키기 위해서인데, 시공 완료 후 교량의 최종 기하형상의 오차는 불과 수직방향으로 10cm 에 불과하였다.

 

< 그림 13. 중앙경간 연결 후 주탑과 바닥판의 기하형상 >

 

일반적으로 교량의 기하형상은 어느 한 부분도 불규칙 단차가 발생하지 않는 유연한 형상을 가지게 되며 따라서 이 교량에 적용된 혁신적인 시공관리 방법이 성공적으로 수행되어 이러한 세계적인 교량의 시공에 아주 좋은 결과를 만들어 낸 것이다.

 

 

6. 결 론

 

Sutong 교량의 시공은 2003년 6월에 시작되었고 이 교량이 개통된 시점은 2008년 5월이다.(그림 14 참조) 전체 공사기간은 총 5년간 수행 되었으며 이는 거의 1년 정도 예정 공기를 단축한 것이다. 이 교량의 총 사업비는 연결도로 23Km 와 연결교량 6Km를 포함하여 120억 달러가 소요되었다.

 

< 그림 14. 개통된 Sutong 교의 전경 >

 

2008년 초의 심한 폭설로 인하여 전체 교량에 분포하중 0.51KN/m² 이 발생하였는데 이를 하중 실험치로 이용하였다. 이 하중실험 및 교량 개통 전에 시행한 동적, 정적 실험결과 강상형과 주탑의 주요 부재에 대한 응력과 변위는 이론치와 유사하고, 하중이 균등하게 분배되며, 구조적 거동이 설계기준 및 시방서 규정치에 충분한 여유치를 가진 강성과 강도를 지니고 있는 것으로 검토 되었다. 이 Sutong 교량은 현재 막대한 사회적 경제적 편익을 발생시키며 원활하게 기능을 수행하고 있다.

 

Sutong 교량 건설사업은 교량의 공기역학적 거동 및 공정관리 부문에 대한 이론 및 실제에 있어서 매우 중요한 발전을 이루었다. 이 사업은 향후 공학적 발전과 공정관리의 발전에 상당한 자극제가 되었고, 그 자체로서 중국 시공 기술집단과 세계적 컨설팅 업체와의 전폭적인 협력을 통해 이룩한 가시적인 성과로 자리매김 하였다. 세계의 어떤 기준으로 보더라도 이 Sutong 교량은 독특하고, 참신한 근래의 괄목할 만한 교량공학의 기술적인 혁신, 새로운 재료의 혁명, 구조물의 높은 조형미 및 환경과의 조화를 보여주고 있다.