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문제 정의
- )를 고려하고 있는 반면, 지중강판 박스구조물에 대한 CHBDC의 모멘트 계산식에서는 이러한 영향을 고려하지 않고 있다. 그러나 본 연구에서는 박스구조물이 3세그먼트 아치라는 관점에서 박스구조물과 아치구조물에 있어서 이러한 상대강성비가 구조물의 모멘트에 미치는 영향을 검토하였다. 뒷채움 흙은 강성이 가장 작은 Silty Clay인 CL90과 강성이 가장 큰 Coarse Aggregate인 CA105에 대하여(Musser, 1989), 구조물강성 변화의 검토는 본구조물과 보강판 모두 강판 두께가 가장 얇은 3mm와 가장 두꺼운 7mm 에 대하여 지간에 대한 합모멘트비(MCL90/MCA105, Mt=7mm /Mt=3mm)로 산정하여 비교하였다.
- 또한, 지중강판 박스구조물은 얇은 두께의강판으로 조립된 연성 구조물이며, 낮은 토피고로 시공되므로 활하중 재하상태에서의 휨모멘트가 구조물의 거동을 좌우하게 된다. 따라서, 유한요소해석에 의한 지중강판 박스구조물의 휨거동의 분석을 통해 휨모멘트 산정에 있어서의 주요한 변수를 도출하고자 한다. 이 때, 장지간 지중강판 박스구조물에 대한 CHBDC의 휨모멘트 계산식의 타당성을 계산변수(calculation parameters)의 관점에서 검토하기 위해 해석대상 구조물의 지간의 범위는 5～12m로 확장하여 적용하였다.
- 본 연구에서는 CHBDC(2000)에서 적용중인 지중강판 박스컬버트의 휨모멘트 설계식을 검토하였다. 국내 및 북미지역에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 최근에 주로 시공되고 있는 대골형 강판을 사용하고 적용지간을 약 12m까지 적용하여 수치해석을 수행하였다.
- 본 절에서는 박스구조물의 휨모멘트가 구조물의 거동을 좌우하므로 구조물에 최대 휨모멘트를 유발시키는 조건에 대해 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성, 헌치부 보강간격, 활하 중의 재하 상태에 따른 영향에 대해서 살펴보고자 한다.
- 박스구조물에서는 ASTM Standard A964/964M의 규정에 따라 정점부는 연속적인 보강(762mm 보강)을, 헌치부는 불연속적인 보강(1143mm 보강 또는 1524mm 보강)을 하고 있다. 이러한 경우에 헌치부를 보강하는 방법에 따라서 단면계수(A, I)가 변화하기 때문에 헌치부와 정점부의 상대강성에 영향을 미치게 되므로, 본 절에서는 헌치부 보강간격에 따른 정점부와 헌치부의 모멘트 경향에 대해 검토해 보고자 한다. 해석시 구조물에 최대 휨모멘트를 유발시키기 위해 강판 두께는 7mm, 정점부는 762mm 보강간격을, 뒷채움 흙은 CL90, 그리고 활하중은 HS-20 활하중의 등가 선하중 강도(표 3)를 적용하였다.
- 4사이인 낮은 박스구조물(low rise box)의 두 종류가 있다. 이러한 기하형상이 박스구조물의 휨모멘트에 어떤 영향을 미치는지 알아보기 위하여, 본 연구에서는 R/Dh이 0.3인 낮은 박스구조물과 R/Dh 이 0.5인 높은 박스구조물을 채택하여, 동일한 해석조건의 아치구조물과 비교, 검토하여 그림 6에 지간에 대한 합모멘트(MHigh/MLow)로 도시하였다. 해석결과 아치구조물은 지간이 증가함에 따라 모멘트가 높은 아치구조물이 낮은 아치구조물보다 최고 1.
제안 방법
- 본 연구에서는 국내 및 북미지역에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 최근에 주로 시공되고 있는 대골형 강판을 사용하고 적용지간을 약 12m까지 적용하여 수치해석을 수행하였다. 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성, 헌치부 보강간격, 활하중에 대한 영향을 평가하였다.
- 최근에는 강판을 사용한 최대 12m 내외의 지간을 가지는 박스컬버트가 시공되고 있으나, 전술한 바와 같은 CHBDC(2000) 설계식의 한계로 인해 수치해석을 이용한 휨모멘트 산정을 통해 설계를 수행해야 하므로 지반과 구조물을 모델링하여 수치해석을 수행해야 하는 번거로움이 있다. 기존 CHBDC의 휨모멘트 계산식을 8m 이상의 장지간 박스컬버트로 범위를 확대하여 수정, 보완함으로서 휨모멘트에 대한 간략한 계산식의 제안이 필요하게 되었다.
- 그러나 본 연구에서는 박스구조물이 3세그먼트 아치라는 관점에서 박스구조물과 아치구조물에 있어서 이러한 상대강성비가 구조물의 모멘트에 미치는 영향을 검토하였다. 뒷채움 흙은 강성이 가장 작은 Silty Clay인 CL90과 강성이 가장 큰 Coarse Aggregate인 CA105에 대하여(Musser, 1989), 구조물강성 변화의 검토는 본구조물과 보강판 모두 강판 두께가 가장 얇은 3mm와 가장 두꺼운 7mm 에 대하여 지간에 대한 합모멘트비(MCL90/MCA105, Mt=7mm /Mt=3mm)로 산정하여 비교하였다. 해석시 토피고는 대골형 파형강판을 적용한 아치구조물의 최소토피고가 1.
- 053의 상수로 제안하였으나, 그림에서와 같이 지간에 따라 k2가 감소하는 경향이 명확하게 나타나고 있다. 따라서, 본 연구에서는 계수 k2를 최소자승법을 이용, 지간(Dh)에 대한 함수로 보간하여 다 음식과 같이 제안하였다.
- 따라서, 본 연구에서는 구조물에 가장 큰 모멘트를 발생하도록 뒷채움 흙은 CL90을, 본 구조물과 보강구조물에 7mm두께의 강판을 적용하기로 한다.
- 하지만 낮은 박스구조물에서는 뒷채움 흙에 의해 정점부정모멘트가 적게 발생하고, 활하중 재하시 정모멘트가 크게 발생하여, 최종 정모멘트는 높은 박스구조물에 비해 크게 발생하게 된다. 따라서, 본 연구에서는 보수적인 설계를 위해 낮은 박스구조물의 기하형상을 채택하였다.
- 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동 분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성에 대한 영향을 평가했다. 또한 박스컬버트에서 적용 중인 ASTM의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm보강형식의 영향을 평가했다. 해석결과 아치구조물과는 달리 박스컬버트의 휨모멘트는 기하형상과 상대강성에 대한 영향이 미비하였고, 헌치부 보강형식에 따른 정점부와 헌치부의 절대값의 합인 합모멘트의 차이가 거의 없음을 알 수 있었다.
- 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동 분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성에 대한 영향을 평가했다. 또한 박스컬버트에서 적용 중인 ASTM의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm보강형식의 영향을 평가했다. 해석결과 아치구조물과는 달리 박스컬버트의 휨모멘트는 기하형상과 상대강성에 대한 영향이 미비하였고, 헌치부 보강형식에 따른 정점부와 헌치부의 절대값의 합인 합모멘트의 차이가 거의 없음을 알 수 있었다.
- 그림에서 CHBDC에서 제안한 값은 지간의 증가에 따라 계속 감소하여, 지간이 10m를 초과할 경우에 음의 부호를 갖는 불합리한 결과를 초래하게 된다. 본 연구에서는 계수 k1을 최소자승법을 이용, 지간 (Dh)에 대한 함수로 보간 하여 다음과 같이 제안하였다.
- 본 연구에서는 국내 및 북미지역에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 최근에 주로 시공되고 있는 대골형 강판을 사용하고 적용지간을 약 12m까지 적용하여 수치해석을 수행하였다. 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성, 헌치부 보강간격, 활하중에 대한 영향을 평가하였다.
- 본 연구에서는 먼저 CHBDC의 계산식을 검토하고, 국내에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 지반-구조물 상호작용을 고려한 해석모델을 결정한 뒤, 주요 설계변수 도출을 위한 거동 분석과 다양한 시공조건을 고려한 수치해석의 결과를 근사화하여 박스컬버트의 휨모멘트 계산식을 제안하였다.
- 본 연구에서는 이러한 결과를 고려하여 가장 보수적인 설계를 위해 박스컬버트의 휨모멘트를 최대로 일으키는 강판두께 7mm, 뒷채움 흙은 강성이 가장 작은 Silty Clay인 CL90, 헌치부 보강 1524mm, 낮은 박스컬버트를 대상으로 최대 휨모멘트를 일으키는 하중조건에서 기존 설계식의 계수 k1, k2, k3, κ를 새롭게 제안하였다. 특히 활하중 모멘트를 산정하는 k3에 대해서는 CHBDC와 같이 계수 분모의 H/Dh의 지수를 상수로 보고 계산하여 지간 6m를 기준으로 구분하여 지간의 함수로 제안한 제안식 1과, 제안식 1과 달리 계수 분모의 H/Dh의 지수를 미지수로 하여 전지간에 대해 제안한 제안식 2로 제안하였다.
- 본 연구에서는 이러한 수치해석 결과를 고려하여 가장 보수적인 설계를 위해 박스구조물의 휨모멘트를 최대로 일으키는 강판두께 7mm, 뒷채움 흙은 강성이 가장 작은 Silty Clay인 CL90(Musser, 1989), 헌치부 보강간격은 1524mm, 낮은 박스구조물, 활하중은 정점부 1축 재하를 대상으로 최대 휨 모멘트를 일으키는 하중조건에서 기존 설계식의 계수를 새롭게 제안한다.
- 이는 탄성계수와 체적계수로 표현되고 구속응력(confining stress)의 증가에 따라 커지는 특성을 갖고 있다. 시공과정은 13단계의 대칭적인 층요소(layer element)를 사용하여 유한요소해석 모델링에 반영하였다. 해석모델의 경계부는 컬버트의 거동에 영향을 미치지 않도록 충분히 떨어져 있어야 하므로, 과거의 연구결과(CANDE, 1989)를 참조로 하여 측면 경계조건은 컬버트의 지간만큼 떨어진 위치에서 롤러지점으로 모델링하고, 컬버트 하부의 경계조건은 컬버트에 보수적인 단면력을 유발하도록 힌지 지점으로 모델링하였다.
- 따라서, 유한요소해석에 의한 지중강판 박스구조물의 휨거동의 분석을 통해 휨모멘트 산정에 있어서의 주요한 변수를 도출하고자 한다. 이 때, 장지간 지중강판 박스구조물에 대한 CHBDC의 휨모멘트 계산식의 타당성을 계산변수(calculation parameters)의 관점에서 검토하기 위해 해석대상 구조물의 지간의 범위는 5～12m로 확장하여 적용하였다.
- 국내 및 북미지역에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 최근에 주로 시공되고 있는 대골형 강판을 사용하고 적용지간을 약 12m까지 적용하여 수치해석을 수행하였다. 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동 분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성에 대한 영향을 평가했다. 또한 박스컬버트에서 적용 중인 ASTM의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm보강형식의 영향을 평가했다.
- 본 연구에서는 국내 및 북미지역에서 시공되는 박스컬버트의 구조상세를 대상으로 최근에 주로 시공되고 있는 대골형 강판을 사용하고 적용지간을 약 12m까지 적용하여 수치해석을 수행하였다. 주요 설계변수를 도출하기 위해 3단계의 시공단계를 고려하여 거동분석을 수행하였으며, 박스컬버트를 3개의 세그먼트로 구성된 일종의 아치구조물이라 고려하여 아치구조물에서 휨모멘트 계산식에 고려되었던 구조물의 기하형상, 구조물과 뒷채움 흙의 상대강성, 헌치부 보강간격, 활하중에 대한 영향을 평가하였다.
- , κ를 새롭게 제안하였다. 특히 활하중 모멘트를 산정하는 k3에 대해서는 CHBDC와 같이 계수 분모의 H/Dh의 지수를 상수로 보고 계산하여 지간 6m를 기준으로 구분하여 지간의 함수로 제안한 제안식 1과, 제안식 1과 달리 계수 분모의 H/Dh의 지수를 미지수로 하여 전지간에 대해 제안한 제안식 2로 제안하였다.
- 활하중 모멘트계수 k3에 대해서는 CHBDC와 같이 지간을 구분하여 제안한 제안식 1과 전지간에 대한 제안식 2로 구분하였다. 한편, 활하중 모멘트 계산시 적용되는 헌치부 모멘트 감소계수( kR )은 실구조물의 현장 재하시험으로 부터 얻어진 식이기 때문에 본 논문에서는 다루지 않았다.
- 그림 10에 각 지간별로 헌치부 보강간격에 따른 합모멘트비(Ms=1143mm/Ms=1524mm)를 나타내고 있다. 해석 결과 두가지 보강간격에 따른 합모멘트비의 분포가 1에 근접하여 차이가 거의 없음을 알 수 있어 보강형식을 어느 것을 사용해도 그 결과 값의 차이는 미소하므로 본 연구에서는 모멘트 계수를 산정하는데 있어서 헌치부에 1524mm 보강간격을 적용하기로 한다.
- 해석 결과 지간이 길어짐에 따라 합모멘트가 증가하는 경향을 보이고 있으며, 토피고와는 관계없이 항상 정점부 1축 재하(LL-1)시에 구조물에 최대 휨모멘트가 발생하고 있으므로, 본 연구에서는 보수적인 설계를 위해 가장 큰 휨모멘트를 유발하는 정점부 1축 재하(LL-1)를 적용하기로 하였다.
- 시공과정은 13단계의 대칭적인 층요소(layer element)를 사용하여 유한요소해석 모델링에 반영하였다. 해석모델의 경계부는 컬버트의 거동에 영향을 미치지 않도록 충분히 떨어져 있어야 하므로, 과거의 연구결과(CANDE, 1989)를 참조로 하여 측면 경계조건은 컬버트의 지간만큼 떨어진 위치에서 롤러지점으로 모델링하고, 컬버트 하부의 경계조건은 컬버트에 보수적인 단면력을 유발하도록 힌지 지점으로 모델링하였다. 박스컬버트는 대골형(380×140mm) 파형강판을 사용하였으며, 2절점 보-기둥요소로 모델링하였다.
- 이러한 경우에 헌치부를 보강하는 방법에 따라서 단면계수(A, I)가 변화하기 때문에 헌치부와 정점부의 상대강성에 영향을 미치게 되므로, 본 절에서는 헌치부 보강간격에 따른 정점부와 헌치부의 모멘트 경향에 대해 검토해 보고자 한다. 해석시 구조물에 최대 휨모멘트를 유발시키기 위해 강판 두께는 7mm, 정점부는 762mm 보강간격을, 뒷채움 흙은 CL90, 그리고 활하중은 HS-20 활하중의 등가 선하중 강도(표 3)를 적용하였다.
- 뒷채움 흙은 강성이 가장 작은 Silty Clay인 CL90과 강성이 가장 큰 Coarse Aggregate인 CA105에 대하여(Musser, 1989), 구조물강성 변화의 검토는 본구조물과 보강판 모두 강판 두께가 가장 얇은 3mm와 가장 두꺼운 7mm 에 대하여 지간에 대한 합모멘트비(MCL90/MCA105, Mt=7mm /Mt=3mm)로 산정하여 비교하였다. 해석시 토피고는 대골형 파형강판을 적용한 아치구조물의 최소토피고가 1.5m이기 때문에 동일 조건에서 비교 검토하기 위해 박스구조물의 토피고를 1.5m로 적용하였다(Abdel-Sayed et al., 1994).
- , κ를 CHBDC(2000)과 비교하면 표 4와 같다. 활하중 모멘트계수 k3에 대해서는 CHBDC와 같이 지간을 구분하여 제안한 제안식 1과 전지간에 대한 제안식 2로 구분하였다. 한편, 활하중 모멘트 계산시 적용되는 헌치부 모멘트 감소계수( kR )은 실구조물의 현장 재하시험으로 부터 얻어진 식이기 때문에 본 논문에서는 다루지 않았다.
- (1998)의 현장계측으로부터 확인되었다. 활하중은 캐나다 트럭하중(HS-20)을 그림 5과 같이 2차선으로 재하된 4개의 후륜하중을 Boussinesq의 탄성이론을 적용하여 컬버트의 정점부에 동일한 응력을 유발하는 컬버트 종방향으로의 연속적인 등가 선하중으로 치환 하였으며, 이를 표 3에 토피고에 따라 나타내었다.
대상 데이터
- 해석모델의 경계부는 컬버트의 거동에 영향을 미치지 않도록 충분히 떨어져 있어야 하므로, 과거의 연구결과(CANDE, 1989)를 참조로 하여 측면 경계조건은 컬버트의 지간만큼 떨어진 위치에서 롤러지점으로 모델링하고, 컬버트 하부의 경계조건은 컬버트에 보수적인 단면력을 유발하도록 힌지 지점으로 모델링하였다. 박스컬버트는 대골형(380×140mm) 파형강판을 사용하였으며, 2절점 보-기둥요소로 모델링하였다. 대골형 파형강판의 탄성계수 (E)는 2 × 105MPα , 포아송비(ν)는 0.
이론/모형
- 뒷채움 흙은 Choi et al.(2004)의 수치해석 모델에서 적용한 비선형 거동과 응력의존적인 응력-변형율 관계를 갖는 Duncan과 Chang(1970)의 쌍곡선 모델(hyperbolic model)을 사용하였다. 이는 탄성계수와 체적계수로 표현되고 구속응력(confining stress)의 증가에 따라 커지는 특성을 갖고 있다.
- 지중강판 구조물은 얇은 강판으로 조립된 연성 구조물이므로 지반-구조물 상호작용에 의해 거동이 좌우된다. 따라서, 과거의 연구결과로부터 지중 강판 구조물의 뒷채움 흙에 대하여, 뒷채움 흙의 비선형거동과 응력 의존적인 응력-변형율 관계(stress-dependent stress-strain relation)와 실제 뒷채움 시공과정이 반영된 전산구조 해석결과가 현장계측결과와 유사함이 입증된(Duncan, 1979; Duncan과 Chang, 1970) 암거구조물 전용해석 프로그램인 CANDE(1989)를 사용하여 지중강판 박스컬버트를 모델링하였다.
- 3, 단위중량은 7850 kg/m3로 적용하였다. 또한, 대골형 파형강판인 경우에 정점부 및 헌치부의 보강형식은 ASTM Standard A964/A964M의 규정을 적용하였다. 즉, 그림 4에 도시한 바와 같이 정점부의 경우 컬버트의 종방향으로의 연속보강(s=762mm), 헌치부의 경우 Class A 부분보강(s=1143mm) 및 Class B 부분보강(1524mm)을 채택 하였다.
성능/효과
- 를 토피고별 지간에 따라 도시하였다. CHBDC식은 토피고와 지간에 따라 수치해석 결과와 상당히 다른 반면 2가지 방법으로 제안된 식은 수치해석 결과와 최대 10%미만의 차이를 발생하였다.
- 그림 7의 결과에서 보듯 동일한 하중조건에서 CL90을 적용하였을 때의 모멘트가 CA105를 적용하였을 때의 모멘트보다 아치구조물은 1.8에서 최고 2.7배 더 크게 발생하였고, 박스구조물에서는 1.05에서 최대 1.25배 더 크게 발생하였다. 이는 박스구조물에서 뒷채움 흙의 상대강성 변화가 아치 구조물에 비해 모멘트의 변화가 매우 작다는 것을 의미한다.
- 두번째, CHBDC의 박스컬버트에 대한 모 멘트 계산식을 적용할 수 있는 지간의 범위가 2.7～8.0m 로 제한되어 있다는 점이다.
- 식(12)를 (H-Hmin)의 함수로 가정할 때 MD에 대하여, k1γ#은 y절편이고, k2γ#은 기울기가 됨을 알 수 있다. 따라서, 본 연구에서는 8가지의 지간( Dh = 3.865m, 5.215m, 6.165m, 7m, 7.945m, 9.31m, 10.515m, 12.315m)에 대하여, H를 0.3m, 0.9m, 그리고 1.5m(즉, H-Hmin이 0m, 0.6m, 그리고 1.2m)에 대한 모멘트 값을 수치해석을 통해 구하여 각 지간에 대한 해석 결과를 절편과 기울기로 분리하여 최소자승법을 이용, 보간하여 직선의 방정식을 구하였으며, 모든 지간에서 보간 다항식의 신뢰도는 98%이상이었다.
- 3m인 컬버트의 경우에는 10m를 상회하는 지간에서는 부(-)의 모멘트값을 산정하게 되므로, 합모멘트가 정점부와 헌치부의 모멘트 절대값의 합이라는 기본 가정에 위배되게 된다. 반면 본 연구에서 제안한 휨 모멘트 계산식은 지간 8m 이하뿐만 아니라, 그 이상의 지간에서도 수치해석 결과와 거의 일치하는 경향을 보여주고 있다.
- 이상의 결과에서 박스구조물의 모멘트는 구조물 강성보다 흙의 종류에 좀 더 민감하게 반응하고 있고, 지간이 증가함에 따라서 그 차이가 증가하는 경향을 보이고 있으나, 아치구조물에 비해 그 값은 미소함을 알 수 있으며, CHBDC의 모멘트 계산식에서 지반-구조물 상대강성비를 설계변수로 고려하지 않은 것은 타당하다고 판단된다.
- 그림 16에서 제안된 식을 적용한 모멘트 값은 수치해석 결과와 잘 일치하고 있는 반면, CHBDC 의 모멘트 계산식은 컬버트에서 발생하는 모멘트를 과소평가하고 있으며, 지간이 8m를 넘어가는 경우에는 그 차이가 2배 이상 나는 경우도 발생하였다. 제안된 식을 적용한 모멘트 값은 수치해석 결과와 최대 5%정도의 차이만 발생하고 있으므로, 두 방법 모두 활하중에 의해 컬버트에 발생하는 모멘트를 계산하는데 적합하다고 판단된다.
- 해석 결과 CHBDC에서 제안하고 있는 모멘트는 지간이 8m를 넘을 경우 수치해석 값보다 2배 이상 작게 계산되는 반면, 새롭게 제안된 모멘트 계수식를 적용한 박스컬버트의 휨모멘트는 지간 약 12m까지 수치해석 결과와 비교해서 5%미만의 거의 일치하는 값을 보여주어 제안식 1, 2 모두 모멘트를 계산하는데 적합하다고 판단된다.
- 해석결과 아치구조물과는 달리 박스구조물의 휨 모멘트는 기하형상과 상대강성에 대한 영향이 미비하였고, 헌치부 보강형식에 따른 합모멘트의 차이가 거의 없음을 알 수 있었다.
- 또한 박스컬버트에서 적용 중인 ASTM의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm보강형식의 영향을 평가했다. 해석결과 아치구조물과는 달리 박스컬버트의 휨모멘트는 기하형상과 상대강성에 대한 영향이 미비하였고, 헌치부 보강형식에 따른 정점부와 헌치부의 절대값의 합인 합모멘트의 차이가 거의 없음을 알 수 있었다. 또한 박스컬버트에서 적용중인 ASTM 의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm 보강형식의 영향을 평가했다.
- 또한 박스컬버트에서 적용 중인 ASTM의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm보강형식의 영향을 평가했다. 해석결과 아치구조물과는 달리 박스컬버트의 휨모멘트는 기하형상과 상대강성에 대한 영향이 미비하였고, 헌치부 보강형식에 따른 정점부와 헌치부의 절대값의 합인 합모멘트의 차이가 거의 없음을 알 수 있었다. 또한 박스컬버트에서 적용중인 ASTM 의 보강형식 중 헌치부의 1143mm보강형식과 1524mm 보강형식의 영향을 평가했다.
- 5인 높은 박스구조물을 채택하여, 동일한 해석조건의 아치구조물과 비교, 검토하여 그림 6에 지간에 대한 합모멘트(MHigh/MLow)로 도시하였다. 해석결과 아치구조물은 지간이 증가함에 따라 모멘트가 높은 아치구조물이 낮은 아치구조물보다 최고 1.7배 큰 결과를 보이는 반면, 박스구조물의 경우에는 높은 박스구조물이 낮은 박스구조물보다 1.1배에서 0.9배로 모멘트 차이가 미소하여 CHBDC에서 이러한 기하 형상의 영향을 모멘트 계산식에 반영하지 않은 것은 타당하다고 판단 된다.
후속연구
- 또한, 본 논문은 현재 시방 규정에 따른 설계방법에 대한 것에 국한하고 있으므로 향후 좌굴이나 다른 설계인자에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 사료된다.
- 이렇게 기존의 CHBDC의 식이 향상된 재료적 성능을 반영하지 못하고 지간이 8m로 제한된 것에 반해, 새롭게 제안된 모멘트 계수식을 적용한 지중강판 박스컬버트의 휨모멘트 설계식은 대골형 파형강판의 향상된 성능을 반영하여 지간 약 12m 까지 적용할 수 있었으며 추후 휨강도에 대한 안전율까지 확보할 수 있다면 보다 안전한 장지간지중강판 박스컬버트의 건설에 기여할 수 있을 것으로 사료된다.
- 첫번째, 현재 건설되고 있는 박스컬버트에서는 주로 대골형 파형강판을 적용하고 있으나, CHBDC의 박스컬버트에 대한 모멘트 계산식은 알루미늄 박스컬버트에 대한 연구결과를 채택하였다는 점이다. 즉, 연성암거의 경우 구조적인 강성의 증대에 따라 컬버트의 모멘트 크기는 증가되기 때문에, 기존의 알루미늄 박스컬버트에 비해 재료 및 단면특성을 향상시킨 대골형 파형강판을 적용한 박스컬 버트의 모멘트 계수는 수정되어야 할 것으로 판단된다.
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