Performance Evaluation of High Strength Lattice Girder by Structural Analyses and Field Measurements

구조해석과 현장계측에 의한 고강도 격자지보재의 성능 평가

Abstract

This study examined structural analysis of supports in tunnel and displacement and underground stress of tunnel by measurement, in order to evaluate the performance of high-strength lattice girders developed as a substitute for H-profiles. According to the three-dimensional nonlinear structural analysis results of the tunnel support, the load and displacement relationship between the H-profiles and the high-strength lattice girders showed almost the same behavior, and the maximum load of the high-strength lattice girders were 1.0 to 1.2 times greater than the H-profiles. By the results of the three-dimensional tunnel cross-section analysis of the supports, the axial force was occurred largely in the lower left and right sides of the tunnel, and showed a similar trend to the field test values. In the results of the measurement of the roof settlement and rod extension, the final displacement of the steel arch rib (H-profile) and high-strength lattice girder section in tunnel was converged to a constant value without significant difference within the first management standard of 23.5 mm. According to the results of underground displacement measurement, the final change amount of the two support sections showed a slight displacement change, but converged to a constant value within the first management standard of 10 mm. By the results of measurement of shotcrete stress and steel arch rib stress, the final change amount of the two support sections showed a slight stress change, but converged to a constant value within the first management standard of 81.1 kg/㎠ and 54.2 tonf.

본연구는 H형강 대체 지보재로 개발된 고강도 격자지보재의 성능을 평가하기 위하여 터널에서의 지보재에 대한 구조해석과 계측에 의한 터널 변위와 지중응력 변화를 살펴보았다. 터널 지보재 3차원 비선형 구조해석 결과에 의하면, H형강과 고강도 격자지보재의 하중과 변위 관계는 거의 동일한 거동을 보였으며, 고강도 격자지보재의 최대하중은 H형강보다 1.0~1.2배 크게 나타났다. 터널 지보재 3차원 터널단면해석 결과에 의하면, 축력은 터널 좌측 및 우측 하단부에서 크게 발생했으며 현장시험 계측값과 유사한 경향을 나타냈다. 천단침하 및 내공변위 계측결과에 의하면, 터널 내 강지보(H형강)와 고강도 격자지보 구간의 최종변위량은 1차 관리기준인 23.5 mm 이내의 큰 차이 없이 일정한 값으로 수렴되었다. 지중변위 계측 결과에 의하면, 두 지보재 구간의 최종변화량은 미소한 변위 변화를 보였으나, 1차 관리기준인 10 mm 이내의 일정한 값으로 수렴되었다. 숏크리트 및 강지보 응력 계측 결과에 의하면, 두 지보재 구간의 최종변화량은 미소한 응력 변화를 보였으나, 1차 관리기준인 81.1 kg/㎠과 54.2 tonf 이내의 일정한 값으로 수렴되었다. 결과적으로 강지보재와 고강도 격자지보재가 설치된 터널구간에서 계측 결과는 매우 미미한 차이를 나타냈으며, 이것은 H형강 대신 고강도 격자지보재를 터널에 적용하더라도 구조적으로 충분히 안정성을 확보할 수 있음을 의미한다.

서론

굴착된 터널의 안정성을 확보하기 위해서 일반적으로 숏크리트, 록볼트, 강지보재와 같은 지보재가 많이 사용되고 있다. 이들 지보재들 중 숏크리트와 록볼트에 대한 지보특성은 다양하게 연구가 수행된 반면, 강지보재에 대한 연구는 상대적으로 미미한 실정이다. 터널 굴착 후 숏크리트 타설 전에 강지보재를 시공함으로써 굴착면의 변위를 최소화하여 지반자체의 지보능력을 향상시킬 수 있다. 또한 강지보재 설치 후 숏크리트를 타설함으로써 강재보재와 숏크리트의 일체화를 도모하여 지보효과를 극대화할 수 있다. 다른 한 편으로는 터널에 작용하는 하중을 숏크리트와 강지보재가 함께 적절하게 분담함으로써 터널 하중분담효과를 가져올 수 있다(Kim et al., 2008). 국내 터널 시공에서 강지보재로 H형강 지보재가 일반적으로 많이 사용되고 있다. 하지만 H형강은 무겁고 다루기가 어려울 뿐 아니라, 설치 후 숏크리트 타설 시 H형강 프렌지(flange)로 인해 배면에 숏크리트가 밀실하게 타설되지 않은 문제점이 있다(Bauman and Betzle, 1984). 따라서 기존의 강지보재의 문제점을 해결하고 대체할 수 있는 격자지보재가 개발되어 터널 현장에 사용되고 있다(Braun, 1983; Moon et al., 1996, 2012; Moon, 1999; Kim et al., 2008, 2009, Son et al., 2017).

Braun(1983)은 터널 지보재로써 격자지보재의 경제성과 성능을 확인하였으며, Moon et al.(1996)은 모형벽체시험과 현장시험시공을 통하여 숏크리트 타설시간 및 리바운드량, 지보재 배면의 숏크리트 타설 정도에서 격자지보재가 H형강보다 우수함을 보고하였다. Moon(1999)은 터널 지보재로서 격자지보재를 H형강과 비교분석한 결과 격자지보재가 터널 굴착 후 지반하중을 충분히 지지할 수 있으며 지반변위를 효과적으로 억제할 수 있음을 밝혔다. Kim et al.(2008)은 격자지보재의 공학적 성능을 객관적으로 판단하기 위한 실내 성능평가법 중 4점 휨감도 시험법이 시편 전체의 성능을 평가하는데 유용한 방법임을 증명하였다. Kim et al.(2009)은 국내에서 사용되고 있는 격자지보재의 현황 정리와 격자지보재의 성능을 평가할 수 있는 품질관리 항목의 문제점에 대해서 보고하였다. Moon et al.(2012)은 휨강도시험, 압축강도시험, 실대형시험을 통하여 강지보와 숏크리트 합성부재의 거동과 하중 부담률을 분석한 결과 휨과 압축이 동시에 작용하는 터널에서 강지보의 하중지지지효과를 무시할 수 없음을 확인하였다. Son et al.(2017)은 사각격자지보재의 휨하중 결과가 기존 삼각격자지보재나 H형강보다 더 높은 성능을 보였으며, 숏크리트 타설 시 배면공극 발생 방지와 작업성 및 안정성에 있어서 유리함을 보고하였다.

본 연구에서는 기존의 H형강 H-100×100×6×8과 H-125×125×6.5×9의 대체 지보재로 개발된 고강도 격자지보재 SJ-55×30×20과 SJ-85×30×20의 성능을 평가하고자 한다. 이를 위하여 4가지 형식의 재보재에 대하여 수치해석을 이용한 터널 지보재 비선형 구조해석을 실시하였다. 이와 함께 4가지 형식의 지보재가 시공된 터널 현장에 천단침하계, 내공변위계, 지중변위계, 숏크리트응력계, 강지보응력계 등의 계측기를 설치하여 터널 굴착에 따른 변위와 지중응력 변화를 살펴보았다.

연구지역

연구지역은 이천-문경 철도건설사업 제6공구 건설공사 중 ○○터널 구간으로서 국내 1:50,000 지질도의 충주도폭에 해당된다. 본 지역은 북으로 옥계, 남으로 괴산, 동으로 황강리, 서로 음성 도폭들과 경계하고 있다. 본 지역에 대한 지질을 간단히 살펴보면, 하부로부터 결정질 석회암으로 구성된 조선계 대석회암통의 석회암층과 이를 부정합으로 덮는 시대미상 변질천매암층 및 석회암층과는 관계불명의 변성퇴적층이 놓이며, 변질천매암과는 부정합으로, 변성퇴적암과는 관계불명으로 옥천계 지층이 피복되어 있다. 또한 백악기의 화강암 및 화강반암이 이들 암층을 관입하고 있으며, 상기 지층을 제4기 충적층이 부정합으로 덮고 있다(Geological Survey of Korea, 1965). 연구지역의 경우 뚜렷한 광역단층은 관찰되지 않지만 주변부로 층상단층과 주향이동단층이 분포하는 것으로 보고되었다. Fig. 1은 연구지역의 지질도를 보여준다.

Fig. 1. Study area and geological map (Geological Survey of Korea, 1965).

터널 지보채 3차원 비선형 구조해석

일반적인 설계의 경우 대부분의 구조물에서 선형가정을 전제로 해석을 수행하지만, 시공단계에서 대변형이 발생하는 경우나 응력이 탄성 범위를 초과하여 발생하는 경우에는 비선형해석을 수행해야 한다. 본 연구에서는 기존의 2가지 형식의 H형강과 본 연구에서 개발된 2가지 형식의 고강도 격자지보재에 대한 지보 특성을 분석하기 위하여 비선형을 고려한 구조해석을 수행하였다. 각 터널지보재에 대한 해석단면을 정리하면 Table 1과 같다. H형강의 재질은 SS400으로 허용응력은 235 MPa, 고강도 격자지보재에서 환봉의 재질과 허용응력은 SD500W과 500 MPa이며, 철판은 SS400과 235 MPa이다. 구조해석은 (주)마이다스아이티의 Midas Civil 프로그램을 사용하여 비선형해석(Non-linear analysis)을 실시하였다. 하중 조건은 3점(3-point) 휨강도 시험법을 적용하였으며, 하중과 지지점간의 간격은 750 mm로 설정하였다(Fig. 2). 경계조건은 핀-롤러(Pin-roller) 단순지지 조건으로 하였으며, 4가지 형식 지보재 모두에 대해 동일한 조건으로 비선형 구조해석을 실시하였다(Lee et al., 2020).

Fig. 2. Load position and boundary condition of a 1st (straight steel arch ribs) and 2nd (curved steel arch ribs) tests.

Table. 1. Cross-sections of 4 steel arch ribs for nonlinear structural analysis.

4가지 형태별 강지보재의 솔리드요소 해석모델을 나타내면 Table 2와 같다. 1차직선형과 2차곡선형 강지보재의 비선형 구조해석 결과를 하중-변위 곡선으로 나타내면 Fig. 3과 같으며, 이것으로부터 구한 최대하중을 Table 3에 정리하였다. Figs. 3a, 3b에서 보이는 바와 같이, 하중에 따른 변위 관계는 1차직선형과 2차곡선형 H형강과 고강도 격자지보재 모두에서 비슷한 거동을 나타냈다. 또한 H형강 H-100×100×6×8과 고강도 격자지보재 SJ-55×30×20, 그리고 H-125×125×6.5×9와 SJ-85×30×20의 거동을 비교해 보면 거의 동일함을 보였다. 최대하중에 있어 H형강 H-100×100×6×8의 1차직선형 및 2차 곡선형에서는 95 kN와 97 kN, H-125×125×6.5×9의 경우 154 kN와 160 kN으로 나타났다. 고강도 격자지보재 SJ-55×30×20의 1차직선형 및 2차곡선형의 최대하중은 116 kN와 119 kN, SJ-85×30×20의 경우 157 kN와 162 kN으로 나타났다. H형강 H-100×100×6×8의 대체 강지보재로 개발된 고강도 격자지보재 SJ-55×30×20 사이의 1차 직선형 및 2차 곡선형 최대하중비는 약 1.2배, 그리고 H-100×100×6×8의 대체 강지보재로 개발된 SJ-55×30×20 사이의 1차 직선형 및 2차곡선형 최대하중비는 약1.0배로 같게 나타났다. 1차직선형 강지보재의 비선형 구조해석 모델에서 탄성영역의 최대하중 시 변형과 응력, 항복점에 대한 결과를 나타내면 Fig. 4와 같다.

Table 2. Nonlinear strucural analytical models of 4 steel arch ribs.

Table 3. Maximum load of H-profiles and high lattice by nonlinear structural analysis

Fig. 3. Relationship between load and displacement, (a) H-profiles, (b) high strength lattice girders, (c) H-100×100×6×8× and SJ-55×30×20, (d) H-125×125×6.5×9 and SJ-85×30×20.

Fig. 4. Nonlinear structural analytical model results of the 1st straight steel arch ribs, (a) H-100×100×6×8, (b) H-125×125×6.5×9, (c) SJ-85×30×20.

터널 지보채 3차원 터널단면해석 

본 연구에서 개발된 고강도 격자지보재 중 하나인 SJ-85×30×20을 실제 터널 지보재로 적용한 3차원 터널단면 구조해석을 수행하였다. 해석에 사용된 고강도 격자지보재에 대한 단면과 크기는 Table 1과 같으며, 터널에 설치한 격자지보재 상세 단면도는 Fig. 5와 같다. 해석은 터널 지보재 구조해석과 같이 (주)마이다스아이티의 Midas Civil 프로그램을 사용하여 실시하였다. 터널단면에 대한 축력, 모멘트, 축응력, 휨응력 등의 해석 결과를 나타내면 Fig. 6과 같다. 1차 관리기준은실시설계보고서에서 제시된 기 준에 따라 54.2 tonf를 적용하였다. 터널단면에 대한 축력의 해석 결과에 의하면, 큰 부재력이 발생한 터널 좌측 및 우측 하단부의 축력이 현장시험 계측값과 유사한 경향을 나타냈으며, 이들 축력은 1차 관리기준이 54.2 tonf 이내로 발생되었다. 이러한 사실은 고강도 격자지보재 SJ-85×30×20를 터널단면에 적용하더라도 구조적 안정성이 충분히 확보될 수 있음을 의미한다.

Fig. 5. Detailed tunnel cross-section of high strength lattice girder SJ-85×30×20.

Fig. 6. Analytical results of (a) axial force, (b) moment, (c) axial stress, (d) bending stress on the tunnel cross-section of high strength lattice girder SJ-85×30×20.

현장시험 및 계측

계측 항목 및 계측기 설치

이천-문경 철도건설사업 제6공구 건설공사의 ○○터널 시공에 따른 터널 안정성을 확보하기 위하여 지보재를 설치하였으며, 이에 따른 지반 변위 및 각 지보재의 역학적 거동을 계측하였다. 각 지보재 시공에서 강지보재(H형강)는 기계굴착으로 진행된 구간에, 그리고 본 연구에서 개발된 고강도 격자지보재는 발파에 의해 굴착된 구간에 시공되었다. 터널 굴착으로 인해 발생될 수 있는 침하, 측벽변위 및 지중응력의 변화 등의 거동을 계측하기 위해 천단침하계, 내공변위계, 지중변위계, 숏크리트응력계, 강지보응력계 등의 계측기를 설치하였다. 천단침하계 및 내공변위계는 터널 내공의 변위량, 변위 속도 및 수렴 여부, 터널 단면의 변형상태에 따른 주변 지반 및 터널의 안정성 판정, 1차 지보재 설계, 시공의 타당성 판단, 콘크리트 라이닝 타설 시기 판단 등을 위해 사용된다. 지중변위계는 터널 주변 지반의 이완영역, 지중변위 분포, 지보재 길이의 타당성 판단, 터널의 안정성 여부를 판단하기 위해 설치한다. 숏크리트응력계는 숏크리트에 미치는 배면 통압과 숏크리트의 두께 방향으로 숏크리트 파괴를 감시할 목적으로 숏크리트 시공 후 하중작용에 의해 발생되는 응력 상태를 측정하여 안정성 여부를 판단하기 위해 설치한다. 강지보응력계는 지보재에 발생한 변형으로 응력 효과, 굴착으로 인한 응력증감량과 변화 속도를 확인하기 위해 설치한다. 터널 내 설치된 각 계측기 모식도는 Fig. 7에서 보여준다.

Fig. 7. Schematic diagram of each instrument installed in ○○ tunnel.

천단침하계 및 내공변위계 계측 결과

첨단침하계 및 내공변위계를 이용하여 계측된 결과를 정리하면 Table 4와 같다. 계측기 설치 기간에 따른 천단침하량 및 내공변위량을 그래프로 나타내면 Fig. 8과 같다. 관리기준은 실시설계보고서에서 제시된 기준에 따라 1차는 23.5 mm, 2차는 29.4 mm, 3차는 50.0 mm를 적용하였다. 천단침하 계측 결과, ○○터널 강지보 구간(62K542)과 고강도 격자지보구간(62K545)의 최종변위량은 -3 mm과 -4 mm로 나타났다. 또한 두 구간은 큰 차이 없이 더 이상 추가 변위는 발생하지 않고 일정한 값으로 수렴하는 것으로 나타났다. 내공변위 계측 결과, ○○터널 강지보 구간(62K542)과 고강도 격자지보구간(62K545) 터널 수평, 좌측 및 우측 모든 지점에서 -2~-3 mm의 최종변위량를 보였다. 내공변위 결과도 첨단침하 결과와 마찬가지로 두 구간은 큰 차이 없이 더 이상 추가 변위는 발생하지 않고 일정한 값으로 수렴하는 것으로 나타났다.

Table 4. Results of final displacement amount by roof settlement gauge and rod extensometer for ○○tunnle cross-section

Fig. 8. Results of displacement change with day by roof settlement gauge and rod extensometer for ○○tunnle cross-section, (a) 62K+542.0, (b) 62K+545.0, 1st: 23.5mm, 2nd: 29.4mm, 3rd: 50mm, CS: roof, H1 : horizontal, D1 : left side.

지중변위계 계측 결과

지중변위계를 이용하여 계측된 결과를 정리하면 Table 5와 같다. 계측기 설치 기간에 따른 지중변위 변화량을 그래프로 나타내면 Fig. 9와 같다. 관리기준은 실시설계보고서에서 제시된 기준에 따라 1차는 10.0~12.5 mm, 2차는 12.5~30.0 mm, 3차는 30.0 mm 초과를 적용하였다. 지중변위 계측 결과, ○○터널 강지보 구간(62K542)의 경우, 터널 천단부에서의 최종변화량은 -0.314~-0.966 mm, 터널 좌측에서는 0.115~0.333 mm, 터널 우측에서는 0.129~0.274 mm로 나타났다. 고강도 격자지보 구간(62K545)의 경우, 터널 천단부에서의 최종변화량은 -0.635~-0.739 mm, 터널 좌측에서는 -0.272~-0.699mm, 터널 우측에서는 -0.460~-0.601 mm로 측정되었다. 강지보 구간의 경우 터널 천단부에서는 음(-)의 변위가 나타난 반면, 터널 좌측 및 우측에서는 양(+)의 변위가 나타났다. 이와는 다르게 고강도 격자지보 구간의 경우 모든 지점에서 양(+)의 변위량을 보였다. 지중변위 계측 결과를 종합적으로 살펴볼 때, 두 구간 모두에서 변위가 미소하게 나타났으나 더 이상 추가 변위는 발생하지 않고 일정한 값으로 수렴함을 보였다.

Table 5. Results of final change amount by borehole extensometer for ○○tunnel cross-section

Fig. 9. Results of displacement change with day by borehole extensometer for ○○tunnle cross-section, (a)~(c) : 62K+542.0, (d)~(f) : 62K+545.0.

숏크리트응력계 계측 결과

숏크리트응력계를 이용하여 계측된 결과를 정리하면 Table 6과 같다. 계측기 설치 기간에 따른 숏크리트응력 변화량을 그래프로 나타내면 Fig. 10과 같다. 관리기준은 실시설계보고서에서 제시된 기준에 따라 1차는 81.1 kg/cm², 2차는 82.6kg/cm², 3차는 84.0 kg/cm²를 적용하였다. 숏크리트응력 계측 결과, ○○터널 강지보 구간(62K542)에서 가장 큰 변화량을 보인 곳은 터널 천단부로서 반경방향과 접선방향의 최종변화량이 각각 -1.88 kg/cm²과 -2.34 kg/cm²로 나타났다. 고강도 격자지보 구간(62K545)에서는 터널 천단부의 반경방향에서 1.34 kg/cm², 터널 좌측의 접선방향에서 1.25 kg/cm²로 가장 큰 최종변화량을 나타냈다. 강지보 구간의 경우 터널 천단부의 반경방향 및 접선방향 모두에서 음(-)의 변화량을 나타낸 반면, 터널 좌측 및 우측에서는 반경방향에서 양(+)의 변화량, 접선방향에서 음(-)의 변화량을 보였다. 이와는 다르게 고강도 격자지보 구간의 경우 터널 천단부, 좌측 및 우측 모두에서 양(+)의 변화량을 나타내 음(-)의 변화량을 보이는 강지보 구간과 다른 숏크리트응력 상태를 나타냄을 알 수 있다.

Table 6. Results of final change amount by shorcrete stress gauge for ○○tunnel cross-section

Fig. 10. Results of displacement change with day by shorcrete stress gauge for ○○tunnel cross-section, (a)~(c) : 62K+542.0, (d)~(f) : 62K+545.0.

강지보응력계 계측 결과

강지보축력계를 이용하여 계측된 결과를 정리하면 Table 7과 같다. 계측기 설치 기간에 따른 강지보응력 변화량을 그래프로 나타내면 Fig. 11과 같다. 관리기준은 실시설계보고서에서 제시된 기준에 따라 1차는 54.2 tonf, 2차는 67.7 tonf, 3차는 84.7 tonf를 적용하였다. 강지보응력 계측 결과, ○○터널 강지보 구간(62K541~62K543)에서 가장 큰 최종변화량을 나타낸 지점은 62K542의 터널 우측의 반경방향으로 6.3 tonf를 보였다. 또한 고강도 격자지보 구간(62K544~62K546)에서는 62K544 지점의 터널 우측 반경방향에서 9.5 tonf의 최종변화량을 보이는 것으로 나타났다. 강지보응력계의 계측 결과를 살펴보면, 두 구간 모두 터널 천단부, 좌측 및 우측 모두에서 거의 대부분 양(+)의 변화량을 보였다. 이들 두 구간에서 측정된 강지보응력의 최대 최종변화량 크기만을 고려해 볼 때, 고강도 격자지보 구간이 강지보 구간보다 약1.5배 큰 변화량을 보이는 것으로 나타났다. 결과적으로 고강도 격자지보가 강지보보다 더 큰 강지보응력 상태를 나타냄을 알 수 있다.

Table 7. Results of final change amount by steel arch rib gauge for ○○tunnel section

Fig. 11. Results of displacement change with day by steel arch rib gauge for ○○tunnel cross-section, (a) : 62K+541.0, (b)~(c) : 62K+542.0, (d) : 62K+543.0, (e) : 62K+544.0, (f)~(g) : 62K+545.0, (h) : 62K+546.0.

결론

기존 H형강 H-100×100×6×8과 H-125×125×6.5×9의 대체 지보재로 개발된 고강도 격자지보재 SJ-55×30×20과 SJ-85×30×20의 성능을 평가하기 위하여 이들 지보재에 대한 터널에서의 구조해석과 계측에 의한 터널 변위와 지중응력 변화를 살펴보았다. 터널 지보재 3차원 비선형 구조해석 결과, H형강과 고강도 격자지보재의 하중-변위 관계는 거의 동일한 거동을 보였다. 또한 H-100×100×6×8의 1차직선형 및 2차곡선형에서의 최대하중은 95 kN와 97 kN, H-125×125×6.5×9의 경우 154 kN와 160 kN으로 나타났으며, SJ-55×30×20의 1차 직선형 및 2차 곡선형의 최대하중은 116 kN와 119 kN, SJ-85×30×20의 경우 157 kN와 162 kN으로 나타났다. 터널 지보재 3차원 터널단면해석 결과, 큰 부재력이 발생한 터널 좌측 및 우측 하단부의 축력이 현장시험 계측값과 유사한 경향을 나타냈다. 첨단침하계 계측 결과에 따르면, 강지보 구간과 고강도 격자지보 구간에서의 최종변위량은 -3 mm과 -4 mm로 나타났다. 내공변위 계측 결과에서는 두 구간 모두 터널 수평, 좌측 및 우측 모든 지점에서 -2~-3 mm의 최종변위량를 보였다. 지중변위계 계측 결과에 따르면, 강지보와 고강도 격자지보 구간의 터널 천단부에서의 최종변화량은 -0.314~-0.966 mm, 터널 좌측에서는 0.115~0.333 mm, 터널 우측에서는 0.129~0.274 mm로 나타났다. 고강도 격자지보 구간의 경우, 터널 천단부에서의 최종변화량은 -0.635~-0.739 mm, 터널 좌측에서는 -0.272~-0.699 mm, 터널 우측에서는 -0.460~-0.601 mm로 측정되었다. 숏크리트응력 계측 결과, 강지보 구간에서 가장 큰 변화량을 보인 곳은 터널 천단부로서 반경방향과 접선방향의 최종변화량이 각각 -1.88 kg/cm²과 -2.34 kg/cm²로 나타났으며, 고강도 격자지보 구간에서는 터널 천단부의 반경방향에서 1.34 kg/cm², 터널 좌측의 접선방향에서 1.25 kg/cm²로 가장 큰 최종변화량을 나타냈다. 강지보응력 계측 결과, 강지보 구간의 62K542 지점 그리고 고강도 격자지보 구간의 62K544 지점 터널 우측 반경방향에서 각각 6.3 tonf과 9.5 tonf의 가장 큰 최종변화량을 보였다. 즉, 강지보응력의 최대 최종변화량은 고강도 격자지보 구간이 강지보 구간보다 약 1.5배 크게 나타났다. 결과적으로 이들 지보재 구간의 계측 결과를 종합적으로 살펴볼 때, 고강도 격자지보재를 터널에 적용하더라도 구조적으로 안정할 것으로 판단되며, 강지보 대체재로서 고강도 격자지보재가 폭넓게 사용될 수 있을 것으로 기대된다.