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문제 정의
- 구조물의 측면을 뒷채 움할 때에는 다짐에 의하여 잔류 수평토압이 발생하며 이는 구조물의 시공 중 거동에 영향을 줄 수 있다. 수치 해석적으로 다짐효과를 고려하기 위하여 근사적인 방법에서 엄밀한 방법까지 여러 가지 방법들이 제안되어 있지만 본 연구의 목적은 활 하중에 의한 토피 지반의 거동분석이고 이는 다짐에 의한 영향을 크게 받지 않으므 로 다짐효과는 고려하지 않았다. 토피 지반 상단에 작용하는 활 하중은 그림 7과 같은 DB-24 트럭의 단축 하중 을 이용하였으며, 이를 2차원 등가선 하중으로 환산하여 적용하였다.
가설 설정
- 따라서, 보강 슬래브에 의한 활 하중 축력 감소 효과는 구조물 상부의 지표에 작용하는 차량 하중이 환산 토피 두께인 H纠仙를 통하여 분포한다고 가정하여 정량화할 수 있다.
- 토피 지반에 보강 슬래브(응력이완 슬래브, relieving slab)를 설치한 지중 강판 구조물에 대한 수치해석을 수행하여 보강 슬래브에 의한 활 하중 감소 효과를 분석하였다. 이를 위해 지간 이 12m인 원형 단면 구조물(두께 3.42mm의 대 골형 강판 사용)을 가정하였으며, 해석에 이용한 요소 망은 그림 11과 같다.
제안 방법
- 각 해석에서는 원형 단면은 지 간을 4~17m, 낮은 아치형형 단면은 지 간을 10〜20m로 일정한 간격을 두고 변 화시 키고, 각 지간마다 토피고를 달리한 상태에서 그림 7의 DB-24 축하 중을 구조물의 중심축으로부터 일정한 거리만큼 이동시키면서 토피 지반의 파괴 여부를 관찰하였다. 토피 지반의 한 요소에서 전단파괴, 또는 인장파괴가 발생할 경우에 이를 토피 지반의 파괴로 간주하였다.
- 그리고 대칭 이축하재 하 시에는 부재의의 최대 죽력과 모멘트가 단죽재하시보다 오히려 작게 나타났는데, 이는 두 축하 중이 각각 작용하는 위치가 구조물의 천단부로터 멀어졌기 때문이다. 결과적으로, 지간 이 커서 DB-24 트럭의 두 뒷축 하중이 모두 영향을 미치는 경우라도 활흐} 중에 의한 구조물의 부재력은 이 축재하시와 단축재하시의 차이가 거의 없으므로, 보강 슬래브 효과 분석 시에는 해석의 편의를 위하여 단 축재 하 조건을 적용하였다.
- 이 연구에서는 원형 단면의 구조물과 낮은 아치형 단면의 구조물을 대상으로 지간 과 토피 두께를 달리해서 수치 해석을 실시하여 설계식에 의한 값들과 비교하였으며, 장 지간 지중 강판 구조물에 대한 최소 토피고 기준을 제시하였다. 그리고 토피부에 보강 슬래브를 설치한 경우에 대해서 수치해석을 통하여 활 하중에 의한 지중 응력 저감 효과를 평가하고, 등가 토피 환산법의 적정성을 검증하였다.
- 2m로 하였다. 뒷채움층 및 기초 지반에 대해서는 앞의 해석과 탄소성 모델을 적용하고, 콘크리트 보강 슬래브는 탄성 모델을 이용하여 모사하였다. 콘크리트 슬래브의 물성치는 표 3에서 확대기초의 값과 같다.
- 그러나 지간 이 12m인 구조물에서는 트럭의 두 축간거리 가 구조물 지 간의 1/2보다 짧을 수 있으므로, 두 축하중 이 동시에 구조물의 거동에 영향을 미칠 수 있다. 따라 서, 올바른 하중 조건을 판단하기 위하여 그림 12와 같이 하나의 축하중(단축)만 작용하는 경우와 두 개의 축하중 (이축)이 모두 작용하는 경우에 대하여 구조물에 미치 는 영향을 먼저 분석하였다. 단축 하중은 구조물의 중심부에 재하하였으며, 이 축하 중은 하나의 축이 구조물 중 심부에 작용하는 경우(비대칭)와 두 축의 중심이 구조물의 중심과 일치하는 경우(대칭)로 다시 구분하였다.
- 이 연구에서는 지간이 10m 이상인 원형 단면과 낮은 아치형 단면의 지중강판구조물을 대상으로 구조물과 지반을 함께 모델링한 수치해석을 수행하여 우리나라 의 활하중 기준인 DB-24 트럭 재하 조건에서 구조물 상 부 토피 지 반의 전단파괴 및 인장파괴를 방지할 수 있는 최소토피고 범위를 산정하였고, 이를 현재 설계에 적용 중인 미국과 캐나다의 시방기준에 의한 값과 비교하였 다. 또한 토피 지반 내의 활하중 분산을 목적으로 설치 하는 보강 슬래브의 효과를 평가하기 위하여 수치해석 을 통해 구조물의 부재력과 변위를 분석하고 각 설계기 준에 따른 해석적 결과와 비교하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
- 보강 슬래브를 적용한 경우에는 식 ⑴에 나타낸 CHBDC 최소 토피고 기준의 최소값인 토피고 0.6m인 경우에도 토피 지반에서 파괴가 관찰되지 않았으므로 구조물의 하중 지지 거동을 바탕으로 보강 슬래브의 보강 효과를 평가하였다. 그림 14는 지간이 12m인 원형 단면 구조물에서 토피고를 0.
- 이 연구에서는 원형 단면의 구조물과 낮은 아치형 단면의 구조물을 대상으로 지간 과 토피 두께를 달리해서 수치 해석을 실시하여 설계식에 의한 값들과 비교하였으며, 장 지간 지중 강판 구조물에 대한 최소 토피고 기준을 제시하였다. 그리고 토피부에 보강 슬래브를 설치한 경우에 대해서 수치해석을 통하여 활 하중에 의한 지중 응력 저감 효과를 평가하고, 등가 토피 환산법의 적정성을 검증하였다.
- 이 연구에서는 지간이 10m 이상인 원형 단면과 낮은 아치형 단면의 지중강판구조물을 대상으로 구조물과 지반을 함께 모델링한 수치해석을 수행하여 우리나라 의 활하중 기준인 DB-24 트럭 재하 조건에서 구조물 상 부 토피 지 반의 전단파괴 및 인장파괴를 방지할 수 있는 최소토피고 범위를 산정하였고, 이를 현재 설계에 적용 중인 미국과 캐나다의 시방기준에 의한 값과 비교하였 다. 또한 토피 지반 내의 활하중 분산을 목적으로 설치 하는 보강 슬래브의 효과를 평가하기 위하여 수치해석 을 통해 구조물의 부재력과 변위를 분석하고 각 설계기 준에 따른 해석적 결과와 비교하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
- 앞서 언급한 바와 같이 지중 강판 구조물의 토피 지반에 보강 슬래브를 적용한 경우의 설계 시에는 Abdel- Sayed 등(1993)이 제안한 등가 토피 환산법을 이용하여 보강 슬래브가 포함된 토피부를 등가의 순수토피층으 로 환산하여 그 두께를 가정해서 사용하고 있다(그림 4). 이러한 방법을 검증하기 위하여 토피부에 보강 슬래브를 설치한 원형 단면 구조물(지간 12m)을 대상으로 토피 고를 0.6m에서 3.4m까지 변화시키면서 구한 강판 벽체의 축력과 등가 환산법에 따라 산정한 토피고를 기준으로 미국도로교통협회(AASHTO)의 LRFD시방서(1998) 및 표준시 방서(2002), 그리고 캐나다 도로교시방서 (CHBDC, 2000)에 따라 산정한 축력을 비교하였다.
- 그러나 국내 도로교시방서 (1998)에서는 CHBDC 트럭과 하중의 크기와 분포가 다른 DB-24 하중을 전제하고 있으므로 상기 연구 결과들을 국내에서 그대로 적용하기는 어렵다. 이에 따라 상재하중의 기준을 DB-24 트럭으로 하고, 지중 구조물과 뒷채움 지반의 상호작용을 효과적으로 모사할 수 있도록 지반을 연속체로 간주하는 FLAC(v3.3)을 이용하여 유한 차분해 석을 수행하였다. 그리고 토피 지반의 파괴에 대한 안전율은 Abdel-Sayed와 Salib(2002)의 해석 시와 동일하게 CHBDC의 활 하중 계수인 1.
- 지중강판구조물에는 여러 가지 단면형상이 있고 식(1)의 최소 토피고 기준을 통하여 알 수 있듯이 단면 형상 을 대표하는 값 중 지간에 대한 형상 계수인 欧와 Dv의 비는 최소토피고에 영향을 미칠 수 있다. 장지 간 구조물의 단면은 모두 D/Dv가 1.0〜2.0의 범위에 있기 때문에 해석대상 구조물을 원형구조물(Dh/Dv=L0)과 낮은 아치형 구조물(Dh/Dv=1.2〜2.0)로 선정하였으며, 각 단면의 구조물에 대하여 지간 과 토피고를 달리하였다. 파형강판 벽체는 2절 점 선형 보 요소로 모사하였으며, 벽체 주 변의 뒷채움부(벽체와 접한 구조적 뒷채움부와 그 배면의 일반 뒷채움부로 나눔)와 하부의 기초지반은 모두 Mohr-Coulomb의 파괴기준을 따르는 탄소성 모델을 적용하였다.
- 지중 강판 구조물에서 파형강판의 두께는 하중의 크기와 뒷채움 조건, 토피고, 단면의 기하학적 형상에 따라 결정되는 값이므로, 지간과 토피에 따라 적절한 강판 두께를 사용하였으며, 지간 이 10m를 초과하는 경우는 대 골형 강판을 적용하였다. 파형강판의 두께별 단면 특성 값을 표 1과 2에 나타내었다.
- 콘크리트 슬래브의 종방향 길이는 Duncan 등(1984)의 연구 결과와 AASHTO의 LRFD 시방서(1998)를 참조하여 구조물 양 측면에서 L5m까지로 정하였으며, 그 두께는 0.2m로 하였다. 뒷채움층 및 기초 지반에 대해서는 앞의 해석과 탄소성 모델을 적용하고, 콘크리트 보강 슬래브는 탄성 모델을 이용하여 모사하였다.
- 토피 지반에 보강 슬래브(응력이완 슬래브, relieving slab)를 설치한 지중 강판 구조물에 대한 수치해석을 수행하여 보강 슬래브에 의한 활 하중 감소 효과를 분석하였다. 이를 위해 지간 이 12m인 원형 단면 구조물(두께 3.
- 각 해석에서는 원형 단면은 지 간을 4~17m, 낮은 아치형형 단면은 지 간을 10〜20m로 일정한 간격을 두고 변 화시 키고, 각 지간마다 토피고를 달리한 상태에서 그림 7의 DB-24 축하 중을 구조물의 중심축으로부터 일정한 거리만큼 이동시키면서 토피 지반의 파괴 여부를 관찰하였다. 토피 지반의 한 요소에서 전단파괴, 또는 인장파괴가 발생할 경우에 이를 토피 지반의 파괴로 간주하였다.
- 해석은 그림 6과 같이 구조물의 뒷채움 시공과정을 단계적으로 모사한 다음, 최종 토피고 상태에서 활 하중을 재하하는 방식으로 수행하였다. 구조물의 측면을 뒷채 움할 때에는 다짐에 의하여 잔류 수평토압이 발생하며 이는 구조물의 시공 중 거동에 영향을 줄 수 있다.
대상 데이터
- 그림 10은 수치해석 결과를 바탕으로 토피부에서 지반 파괴를 유발하지 않는 최소 토피고를 산정하^, CHBDC (2000) 기준 및 Abdel-Sayed와 Salib(2002)의 연구 결과 와 비교한 것이다. 그림 10(a) 는 원형 단면 구조물에 대한 것으로서, 지간이 10m까지는 표준형 강판을 적용하였으며, 10m 이상은 대골형 강판을 사용하였다. Abdel- Sayed와 Salib(2002)는 전체 지간 분포에 대하여 각각 표준형과 대골형을 사용한 경우에 대하여 토피고를 평가하였다.
- 해석에 이용한 활 하중은 DB-24 트럭의 뒤축 하중으로 서, 이를 등가의 선 하중으로 치환하여 구조물의 상부토 피 중심에 재하하였다. DB-24 트럭의 뒤 축하 중은 그림 7과 같이 4.
이론/모형
- 강판의 항복응력(切은 표준형의 경우 245MPa, 대 골형의 경우 300MPa이다. 구조물의 기초지반과 뒷채움층에 대해서는 해석 결과 비교를 위하여 Abdel-Sayed와 Salib(2002)가 적용한 물성치들을 준용하였다(표 3). 표 3에서 구조적 뒷채움부는 도로의 보조 기층용 선택재료에 해당하는 조립골재 를 충분히 다져서 시공하는 영역이므로 일반적인 흙채 움부에 비하여 비교적 큰 탄성계수를 사용하였다.
- 0)로 선정하였으며, 각 단면의 구조물에 대하여 지간 과 토피고를 달리하였다. 파형강판 벽체는 2절 점 선형 보 요소로 모사하였으며, 벽체 주 변의 뒷채움부(벽체와 접한 구조적 뒷채움부와 그 배면의 일반 뒷채움부로 나눔)와 하부의 기초지반은 모두 Mohr-Coulomb의 파괴기준을 따르는 탄소성 모델을 적용하였다. 벽체와 뒷채움흙 사이에는 인터페이스 요소를 사용할 수 있지만 Duncan(1979)에 의하면 벽체와 뒷 채움 흙 사이의 상대 변위는 일반적으로 매우 작으며 Kantona(1982)에 의하면 인터페이스에서의 상대 변위는 시공 중 거동에만 영향을 줄 수 있으므로 활 하중 거동 분석을 위한 본 연구에서는 해석의 편의상 고려하지 않았다.
성능/효과
- (2) 토피지반에 보강슬래브를 설치한 구조물에서는 슬래브가 없는 경우에 비하여 활하 중에 의한 부재의 축력은 최대 약 36%, 활하중 모멘트는 최대 약 81%가 감소하였다. 또한 강판 천단부의 수직침하량은 최대 74%까지 감소한 것으로 타났다.
- (3) 보강슬래브를 적용한 경우 기존의 등가토피환산법을 적용한 해석적 방법으로 산정한 부재의 축력이 수치해석을 통해 산정한 값의 13〜55% 정도로 나타났다. 슬래브를 구조 요소로 모사한 수치 해석 결과를 기준으로 볼 때 에 이는 설계 시 불안측 요인이 되나, 슬래브의 폭과 단면 특성, 토피지반의 재료 특성 등 이 해석 결과에 영향을 줄 수 있으므로 이에 대해서는 추가적인 심화연구가 필요하다.
- 그림 14(a) 에서 토피 고가 낮을수록 보강 슬래브 설치에 따른 활 하중 축력의 저감 효과가 탁월한 것을 알 수 있는데, DB-24 단축 하중에 대하여 부재에 작용하는 축력이 최대 36% 정도까지 감소하였다. 그림 14(b) 에 나 타낸 활 하중에 의한 휨모멘트 역시 보강 슬래브를 설치한 경우에 그 값이 설치 전에 비하여 최대 81%까지 감소하였다.
- 다만, 지간 이 10m 이상이고, 대골형 강판을 사용한 경우는 두 연구 결과가 유사하게 나타났는데, 이는 장지 간 구조물의 최소 토피고는 차량 하중의 종류(크기)에 민감하지 않다는 것을 의미하기도 한다. 그림 10(b) 는 낮은 아치형 단면의 구조물에 대한 최소 토피고 산정 결과로서, 원형 단면 구조물의 결과와 마찬가지로 지간이 10m 이상이고 대골형 강판을 이용한 경우에는 지간이 커지더라도 최소토피고가 일정하거나 감소하는 경향을 보였다. 이는 앞서 언급한 바와 같이 CHBDC의 최소토 피고 기준이 장지 간 구조물에 대해서는 매우 보수적이라는 것을 다시 입증하는 것이다.
- 이러한 특징은 Abdel-Sayed와 Salib(2002)의 연구에서도 관찰된바 있다. 결과적으로 CHBDC에 따른 최소 토피고는 장지 간 구조물에서는 매우 보수적인 값이 될 수 있으며, 지간이 10m 이상인 구조물의 최소 토피고는 지 간의 크기에 관계없이 1.5m 정도임을 알 수 있다. 이번 수치해석으로 산정한 지간 별 최소 토피고의 값이 Abdel-Sayed와 Salib (2002)이 제시한 값보다 작게 나타난 이유는 해석에 사용한 활 하중의 크기와 관련이 있는데, CHBDC의 기준 트럭 하중은 우리나라의 DB-24 하중에 비하여 매우 크다.
- (2) 토피지반에 보강슬래브를 설치한 구조물에서는 슬래브가 없는 경우에 비하여 활하 중에 의한 부재의 축력은 최대 약 36%, 활하중 모멘트는 최대 약 81%가 감소하였다. 또한 강판 천단부의 수직침하량은 최대 74%까지 감소한 것으로 타났다. 따라서, 최 소토피고가 기준에 미치지 못하는 경우라도 보강슬래브의 적용을 통하여 최소 토피고가 만족되는 일반적인 경우와 동일하게 축력지배구조로서 지중강판구조물을 설계할 수 있을 것으로 판단된다.
- CHBDC 기준에 따른 해석적 결과에서는 지간과 최 소토피고가 선형적 인 비례관계를 보였으나 수치해 석 결과에서는 지간이 10m 이상일 경우는 Abdel- Sayed와 Salib(2002)의 연구에서도 관찰된 바와 같 이 최소토피고가 일정해지거나 감소하는 형태를 나 타내었다. 또한 장지간이 10m 이상일 경우의 최소 토피고는 지간의 크기와 단면 형상에 관계없이 1.5m 정도로 산정되었으며, 대골형 파형강판을 사 용한 경우는 최소토피고가 활하중의 크기에 둔감한 것으로 나타났다.
후속연구
- 따라서, 보강 슬래브를 적용한 경우의 등가 토피 환산 법에 따라 산정한 부재 축력은 보강 슬래브 요소를 고려하여 수치해석으로 산정한 값보다 작게 나타나, 이 에 대 한 추가 분석 및 검토가 필요하다고 판단된다.
- 또한 강판 천단부의 수직침하량은 최대 74%까지 감소한 것으로 타났다. 따라서, 최 소토피고가 기준에 미치지 못하는 경우라도 보강슬래브의 적용을 통하여 최소 토피고가 만족되는 일반적인 경우와 동일하게 축력지배구조로서 지중강판구조물을 설계할 수 있을 것으로 판단된다.
- (3) 보강슬래브를 적용한 경우 기존의 등가토피환산법을 적용한 해석적 방법으로 산정한 부재의 축력이 수치해석을 통해 산정한 값의 13〜55% 정도로 나타났다. 슬래브를 구조 요소로 모사한 수치 해석 결과를 기준으로 볼 때 에 이는 설계 시 불안측 요인이 되나, 슬래브의 폭과 단면 특성, 토피지반의 재료 특성 등 이 해석 결과에 영향을 줄 수 있으므로 이에 대해서는 추가적인 심화연구가 필요하다.
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