선택한 단어 수는 입니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
선택한 단어 수는 30입니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
가설 설정
- 38MPa로 결정하였다. 또한 하중전달률은 Shoukry(2005)의 연구 결과를 참고하여 85%로 정하였고, 하중전달률의 변화는 고려하지 않았다. 슬래브 하부의 복합 지지력계수는 AASHTO Guide(1993)에 의하여 각 층의 두께와 물성을 사용하여 417.
제안 방법
- 본 논문에서는 고속국도 차종 별 축하중 분포(건설교통부 2006)를 참고하여 교통하중을 결정하였다. 12종 각 대표차량의 축 별 하중분포에서 상위 90%에 해당하는 하중을 찾아내고 대표 축하중으로 선정하였다. 교통량정보시스템(국토해양부 2007)의 교통량 통계연보에서 2000년부터 2007년까지의 차종 별 교통량 자료를 수집하여, 콘크리트 포장 구간 중 가장 큰 교통량을 나타낸 서울외곽순환도로 학의 JCT~판교 JCT 8km 구간을 대상구간으로 선택하였다.
- 교통하중이 재하되기 전 콘크리트 포장에 이미 재하되어 있는 환경하중을 합리적으로 고려하는 피로모형을 개발하기 위하여, 박병희(1984), 원대연(1988), 김동호 등(2005), 그리고 Shi 등(1993)이 실시한 피로실험 자료를 수집하였다. Tepfers와 Kutti(1979)가 제시한 압축, 쪼갬, 그리고 휨 피로실험 결과 간의 관계를 사용하여 서로 다른 종류의 피로실험 결과를 휨 피로실험 결과로 통일하였다. 그리고 실험에 따라 상이한 하중재하 빈도는 Zhang 등(1996)의 연구를 참고하여 보정하였다.
- 그림에 보인 것과 같이 크게 교통 모듈과 환경 모듈, 포장체 모듈, 구조해석 모듈, 그리고 피로해석 모듈로 구분하여 단위시간 별 상항균열과 하향균열에 대한 피로손상을 각각 산정하였다. 계산된 피로손상을 특정한 공용기간 동안 누적시키는 방법으로 콘크리트 포장의 누적 피로손상을 산정하였다.
- AASHTO 2002 설계법(NCHRP 2004)과 한국형 포장 설계법(건설교통부 2004)의 논리를 참고하여 그림 7의 역학적 방법에 의한 누적 피로손상 산정과정을 제시하였다. 그림에 보인 것과 같이 크게 교통 모듈과 환경 모듈, 포장체 모듈, 구조해석 모듈, 그리고 피로해석 모듈로 구분하여 단위시간 별 상항균열과 하향균열에 대한 피로손상을 각각 산정하였다. 계산된 피로손상을 특정한 공용기간 동안 누적시키는 방법으로 콘크리트 포장의 누적 피로손상을 산정하였다.
- 기존에 수행된 실내 휨피로실험 결과를 수집하여 다중회귀분석을 수행하고 환경하중의 영향을 고려하는 새로운 형태의 피로모형을 개발하였다. 개발된 피로모형은 S와 R에 대해 민감도가 지나치게 큰 기존 모형들의 단점을 개선하였으며 모형개발에 사용되지 않은 휨피로 실험의 결과를 예측한 결과 기존 모형보다 높은 결정계수를 나타냈다.
- 따라서 본 논문에서는 기존 연구자들의 피로실험 자료를 수집하고 다중회귀분석을 수행하여 Nf를 종속변수로 하고 S와 R을 개별적인 독립변수로 하는 기존과 다른 유형의 회귀모형을 개발하였다. 개발된 피로모형으로 예측된 결과를 기존 모형들로부터 예측된 결과와 비교하였다.
- 하지만 하향균열의 경우에는 축하중을 슬래브 줄눈 근처에 재하하여 최대응력을 찾기 때문에 하중전달률에 크게 영향을 받는다. 따라서 본 논문에서는 하향균열에 한해서 하중전달률을 30%에서 100%까지 변화시키면서 재령 20년의 누적 피로손상을 그림 12와 같이 계산하였다. 하중전달률이 증가할수록 모형들의 누적피로손상은 조금씩 감소하는 경향을 나타냈다.
- 개발된 피로모형으로 예측된 결과를 기존 모형들로부터 예측된 결과와 비교하였다. 또한 다양한 포장단면과 재료, 기상, 교통 하중 등을 입력변수로 사용하는 콘크리트 포장 누적 피로손상 해석 프로그램을 개발하고 새 피로모형을 적용 하였다. 개발된 프로그램을 사용하여 교통량이 가장 많은 구간 중 하나인 서울외곽순환도로 학의JCT~판교 JCT 8km 구간의 피로손상을 예측하였다.
- 6m 그리고 6m를 각각 선택하였다. 린 콘크리트 기층, 보조기층, 노상의 두께는 각각 150mm, 300mm, 1,000mm로 정하였다. 콘크리트의 탄성계수는 구조해석에 일반적으로 사용되는 28GPa로 결정하고 시간에 따른 탄성계수의 증가는 고려하지 않았다.
- 콘크리트 포장의 누적 피로손상에 비교적 큰 영향을 미치는 슬래브 두께, 줄눈간격, 복합 지지력계수, 그리고 하중전달률을 변화시키며 표 6에 보인 피로모형들에 의해 예측된 재령 20년의 누적 피로손상을 비교하였다. 슬래브 두께 0.3m, 줄눈간격 6m, 복합 지지력계수 417.90MPa/m, 그리고 하중전달률 85%를 기준치로 정하고 민감도 분석을 수행하였다.
- 실험은 28일 수중 양생 후 56일까지 공기양생 된 150×150×550mm의 각 주형 공시체 45개에 대해 최소응력 0 근처에서 S를 0.9 ,0.8 그리고 0.7로 변화시키면서 ASTM C78에 따라 수행되었다.
- 개발된 피로모형은 S와 R에 대해 민감도가 지나치게 큰 기존 모형들의 단점을 개선하였으며 모형개발에 사용되지 않은 휨피로 실험의 결과를 예측한 결과 기존 모형보다 높은 결정계수를 나타냈다. 이 외에도 콘크리트 포장 누적 피로손상해석 프로그램을 개발한 후 본 연구에서 제안된 모형을 비롯한 기존 피로모형들을 적용하여 누적 피로손상을계산하고 비교하였다. 본 연구에서 제안된 피로모형으로 국내에서 시공되는 폭 3.
- 콘크리트 포장의 누적 피로손상에 비교적 큰 영향을 미치는 슬래브 두께, 줄눈간격, 복합 지지력계수, 그리고 하중전달률을 변화시키며 표 6에 보인 피로모형들에 의해 예측된 재령 20년의 누적 피로손상을 비교하였다. 슬래브 두께 0.
- 표 6에 보인 모형들을 본 연구에서 개발된 누적 피로 손상 해석 프로그램에 적용하여 공용기간 20년 동안의 누적 피로손상을 계산하였다. 상향컬링에 의하여 슬래브 상부로부터 진전되는 하향균열에 대한 누적 피로손상이 상향균열보다 Log 스케일로 약 3 가량 크게 계산되었다.
- 슬래브 두께를 150mm에서 300mm까지 변화시키면서 재령 20년의 누적 피로손상을 그림 9와 같이 계산하였다. 하향균열을 유발하는 누적 피로손상의 경우, 본 연구에서 제안된 모형은 R을 고려함에도 불구하고 R을 고려하지 않는 AASHTO 2002, Dater, 그리고 Cornelissen과 Reinhardt의 모형과 같이 슬래브 두께에 크게 민감하지 않았다. 이와는 달리, Zhang 등, Tepfer와 Kutti 그리고 Shi 등의 R을 고려하는 다른 모형들은 슬래브 두께에 매우 민감한 경향을 보였다.
대상 데이터
- 또한 다양한 포장단면과 재료, 기상, 교통 하중 등을 입력변수로 사용하는 콘크리트 포장 누적 피로손상 해석 프로그램을 개발하고 새 피로모형을 적용 하였다. 개발된 프로그램을 사용하여 교통량이 가장 많은 구간 중 하나인 서울외곽순환도로 학의JCT~판교 JCT 8km 구간의 피로손상을 예측하였다. 예측된 결과를 선행연구자들의 피로식을 프로그램에 대입하여 얻은 결과와 비교하였다.
- 12종 각 대표차량의 축 별 하중분포에서 상위 90%에 해당하는 하중을 찾아내고 대표 축하중으로 선정하였다. 교통량정보시스템(국토해양부 2007)의 교통량 통계연보에서 2000년부터 2007년까지의 차종 별 교통량 자료를 수집하여, 콘크리트 포장 구간 중 가장 큰 교통량을 나타낸 서울외곽순환도로 학의 JCT~판교 JCT 8km 구간을 대상구간으로 선택하였다. 대상구간의 일교통량과 차종별 분포를 표 4에 나타내었다.
- 교통하중이 재하되기 전 콘크리트 포장에 이미 재하되어 있는 환경하중을 합리적으로 고려하는 피로모형을 개발하기 위하여, 박병희(1984), 원대연(1988), 김동호 등(2005), 그리고 Shi 등(1993)이 실시한 피로실험 자료를 수집하였다. Tepfers와 Kutti(1979)가 제시한 압축, 쪼갬, 그리고 휨 피로실험 결과 간의 관계를 사용하여 서로 다른 종류의 피로실험 결과를 휨 피로실험 결과로 통일하였다.
- 해석에 있어서 기본값으로는 횡방향과 종방향으로 각각 2개와 3개, 총 6개의 슬래브를 사용하였고 슬래브의 두께, 폭, 그리고 길이는 국내 고속도로 콘크리트 포장에 일반적으로 사용되는 300mm, 3.6m 그리고 6m를 각각 선택하였다. 린 콘크리트 기층, 보조기층, 노상의 두께는 각각 150mm, 300mm, 1,000mm로 정하였다.
데이터처리
- 를 종속변수로 하고 S와 R을 개별적인 독립변수로 하는 기존과 다른 유형의 회귀모형을 개발하였다. 개발된 피로모형으로 예측된 결과를 기존 모형들로부터 예측된 결과와 비교하였다. 또한 다양한 포장단면과 재료, 기상, 교통 하중 등을 입력변수로 사용하는 콘크리트 포장 누적 피로손상 해석 프로그램을 개발하고 새 피로모형을 적용 하였다.
- 본 연구에서 회귀분석으로 개발된 모형을 검증하기 위해 본 연구에서 제안된 피로모형과 Shi 등(1993)의 피로모형으로 예측된 결과를 윤경구 등(2003)의 실내 휨 피로실험 결과와 비교하였다. 위 실험 결과는 본 연구의 모형개발에는 사용되지 않은 자료이다.
- 본 연구에서는 표 1의 피로실험 결과를 사용하여 식 (4)와 같이 Log(Nf)를 종속변수로 하고, S와 R을 각각 독립변수로 하여 단계회귀법(stepwise regression)으로 다중회귀분석을 실시하였다. 여기서 단계회귀법이란 종속변수에 영향을 주는 변수들만 골라 회귀식의 독립변수로 사용하는 방법을 말한다.
- Shi 등(1993)은 등가피로 수명법과 생존확률계수를 사용하여 식 (3)과 같은 모형을 개발하였으며, Tepfers와 Kutti(1979)가 예측한 것과 매우 유사한 결과를 보여 주었다. 생존확률계수는 Weibull 확률함수를 사용하여 신뢰성 분석을 통해 결정되었다.
- 앞에서 설명한 콘크리트 포장 누적 피로손상 해석 프로그램을 사용하여 본 연구에서 제안된 식 (5)의 피로모형과 기존에 제안된 피로모형들에 의해 누적 피로손상을 계산하고 비교하였다. 해석에 사용된 피로모형들을 정리하면 표 6과 같다.
- 개발된 프로그램을 사용하여 교통량이 가장 많은 구간 중 하나인 서울외곽순환도로 학의JCT~판교 JCT 8km 구간의 피로손상을 예측하였다. 예측된 결과를 선행연구자들의 피로식을 프로그램에 대입하여 얻은 결과와 비교하였다.
이론/모형
- 도로의 공용 이후 특정한 시점까지 포장이 손상된 정도를 알기 위하여 정해진 시간 간격마다 발생한 도로포장의 손상을 계산하고 누적한 것이 누적 피로손상이다. AASHTO 2002 설계법(NCHRP 2004)과 한국형 포장 설계법(건설교통부 2004)의 논리를 참고하여 그림 7의 역학적 방법에 의한 누적 피로손상 산정과정을 제시하였다. 그림에 보인 것과 같이 크게 교통 모듈과 환경 모듈, 포장체 모듈, 구조해석 모듈, 그리고 피로해석 모듈로 구분하여 단위시간 별 상항균열과 하향균열에 대한 피로손상을 각각 산정하였다.
- 00395), αr는 콘크리트 열팽창 계수(/℃), 그리고 ∊st는 콘크리트 건조수축 변형률(ACI 209R-92)이다. 건조수축과 동시에 유발되는 응력감소(Relaxation)는 박정우 등(2009)이 제시한 식 (9)의 모형을 사용하여 부등건조수축 등가 온도차이 모형에 반영하였다.
- Tepfers와 Kutti(1979)가 제시한 압축, 쪼갬, 그리고 휨 피로실험 결과 간의 관계를 사용하여 서로 다른 종류의 피로실험 결과를 휨 피로실험 결과로 통일하였다. 그리고 실험에 따라 상이한 하중재하 빈도는 Zhang 등(1996)의 연구를 참고하여 보정하였다. 표 1은 보정된 각 피로실험의 결과를 하나의 표로 나타낸 것이며 표 안의 값들은 시편이 파괴될 때까지 가해진 반복하중 재하횟수(피로수명) Nf이다.
- 통합 차종분류에서는 국내 고속국도와 일반국도를 통행하는 모든 차량을 12종으로 분류하고 있다. 본 논문에서는 고속국도 차종 별 축하중 분포(건설교통부 2006)를 참고하여 교통하중을 결정하였다. 12종 각 대표차량의 축 별 하중분포에서 상위 90%에 해당하는 하중을 찾아내고 대표 축하중으로 선정하였다.
- 반대로, 상향컬링 발생 시에는 슬래브 횡방향 줄눈 양쪽에 재하된 축하중으로 인하여 슬래브 상부에 최대 인장응력이 발생한다(NCHRP 2004). 본 연구에서는 정길수 등(2008)이 유한요소 해석을 반복 수행하여 개발한 식 (10)에서 식 (12)의 콘크리트 슬래브 응력 회귀모형을 사용하여 최대 인장응력을 구하였다. 식 (10)은 온도하중에 의해 발생한 슬래브 인장응력의 회귀모형이고 식 (11)은 상향컬링이 일어나 슬래브 양쪽 줄눈의 길어깨 측 우각부에 조향축 하중과 단륜 구동축 하중이 동시에 작용하여 슬래브 상부에 발생된 최대 인장응력의 회귀모형이다.
- 앞에서 설명한 환경, 교통, 포장 구조 및 물성 등을 정길수 등(2008)이 개발한 회귀모형에 입력변수로 사용하여 정해진 시간 간격마다의 최대 인장응력을 구하고 응력-강도비를 피로모형에 대입하여 피로수명을 구하였다. 본 연구에서는 피로수명의 역수를 피로손상으로 정의하고 Miner(1945)의 이론에 따라 식 (13)과 같이 중첩하는 방법으로 20년 동안 피로손상을 누적하였다.
- 는 등가선형 온도차이(℃), h는 슬래브 두께(inch), 그리고 B와 D는 3차방정식의 회귀계수이다. 슬래브 상하부 간 부등건조수축을 추가로 고려하기 위하여 현장실험 결과를 기초로 ACI 209R-92 건조수축 모형을 참고하여 Jeong 등(2010)이 제안한 식 (8)의 부등건조수축 등가 온도차이 모형이 사용되었다.
- 또한 하중전달률은 Shoukry(2005)의 연구 결과를 참고하여 85%로 정하였고, 하중전달률의 변화는 고려하지 않았다. 슬래브 하부의 복합 지지력계수는 AASHTO Guide(1993)에 의하여 각 층의 두께와 물성을 사용하여 417.90MPa/m로 계산되었으며, 계절에 따른 지지력의 변화는 고려하지 않았다. 구조해석에 사용된 주요 포장 구조와 물성은 표 5와 같다.
- 앞에서 설명한 환경, 교통, 포장 구조 및 물성 등을 정길수 등(2008)이 개발한 회귀모형에 입력변수로 사용하여 정해진 시간 간격마다의 최대 인장응력을 구하고 응력-강도비를 피로모형에 대입하여 피로수명을 구하였다. 본 연구에서는 피로수명의 역수를 피로손상으로 정의하고 Miner(1945)의 이론에 따라 식 (13)과 같이 중첩하는 방법으로 20년 동안 피로손상을 누적하였다.
- 열팽창계수는 10×10-6/℃를 사용하였으며, 콘크리트의 휨강도는 Rigid Pavement Design Manual(FLDOT 2009)에서 제시하는 4.38MPa로 결정하였다.
- 온도하중에 의한 슬래브의 컬링응력을 계산하기 위해서는 슬래브 상하부 간 온도차이를 알아야 한다. 이를 얻기 위하여 국내 76개 측후소의 기상자료를 데이터베이스로 갖고 있는 베타버전의 한국형 포장설계 프로그램을 사용하였다. 설계 프로그램 내에는 포장온도 예측 프로그램(안덕순 등 2004)이 서브 프로그램으로 포함되어 슬래브 온도를 월별 및 시간별로 깊이에 따라 비선형으로 예측한다.
성능/효과
- 본 논문에서 제안된 모형은 최소-최대응력비 R을 고려함에도 불구하고 R을 고려하지 않는 기존 모형들처럼 두께에 따른 민감도가 작게 나타났다. R을 고려하는 기존 모형들은 줄눈간격이 넓어짐에도 누적 피로손상이 감소하는 비정상적인 경향을보였으나 개발된 모형은 줄눈간격 증가에 따라 누적 피로손상도 함께 증가하는 합리적인 경향을 나타냈다. 또한 R을 고려하지 않는 기존 모형들처럼 복합 지지력계수가 어느 정도에 이를 때까지는 누적 피로손상이 감소하다가 그 이후로는 서서히 증가하는 경향을 나타냈다.
- 기존에 수행된 실내 휨피로실험 결과를 수집하여 다중회귀분석을 수행하고 환경하중의 영향을 고려하는 새로운 형태의 피로모형을 개발하였다. 개발된 피로모형은 S와 R에 대해 민감도가 지나치게 큰 기존 모형들의 단점을 개선하였으며 모형개발에 사용되지 않은 휨피로 실험의 결과를 예측한 결과 기존 모형보다 높은 결정계수를 나타냈다. 이 외에도 콘크리트 포장 누적 피로손상해석 프로그램을 개발한 후 본 연구에서 제안된 모형을 비롯한 기존 피로모형들을 적용하여 누적 피로손상을계산하고 비교하였다.
- 이 경우 응력-강도비 와 최소-최대응력비 R이 함께 증가하는데 R이 S보다 크게 증가하고 그림 2에서 보듯이 R이 S보다 피로수명에 더 민감하다. 결과적으로 줄눈간격이 넓어짐에 따라 R을 고려하는 Zhang 등, Tepfer와 Kutti, 그리고 Shi 등의 모형에 의해 예측된 피로수명은 증가하고 누적 피로손상은 감소하게 된다. 하지만 이 결과는 줄눈간격 증가가 슬래브에 발생되는 응력을 증가시켜 누적 피로손상을 가속화하리라는 일반적인 기대와는 상반된다.
- 약 200mm의 두께까지는 모든 모형들이 유사한 누적 피로손상을 나타냈지만 슬래브 두께가 그 이상으로 커지면 Zhang 등, Tepfer와 Kutti, 그리고 Shi 등의 모형이 훨씬 더 민감하게 변화하였다. 그 결과, 슬래브 두께가 커질수록 모형들 간 누적 피로손상의 차이는 점점 커졌다.
- 이와는 달리, Zhang 등, Tepfer와 Kutti 그리고 Shi 등의 R을 고려하는 다른 모형들은 슬래브 두께에 매우 민감한 경향을 보였다. 따라서 슬래브 두께가 커질수록 이들 모형 간 누적 피로손상의 차이는 커지는 경향을 나타냈다. 상향균열을 유발하는 누적 피로손상의 경우에도 하향균열의 경우와 비슷한 경향을 보였다.
- R을 고려하는 기존 모형들은 줄눈간격이 넓어짐에도 누적 피로손상이 감소하는 비정상적인 경향을보였으나 개발된 모형은 줄눈간격 증가에 따라 누적 피로손상도 함께 증가하는 합리적인 경향을 나타냈다. 또한 R을 고려하지 않는 기존 모형들처럼 복합 지지력계수가 어느 정도에 이를 때까지는 누적 피로손상이 감소하다가 그 이후로는 서서히 증가하는 경향을 나타냈다. 피로모형들의 하향균열에 대한 누적 피로손상은 하중전달률의 증가에 따라 조금씩 감소하는 경향을 나타냈다.
- 000으로 나타나 독립변수인 S와 R이 종속변수인 Log(Nf)에 합리적인 영향을 미치는 것으로 분석되었다. 또한 공선성 통계량인 분산팽창인수(VIF)가 기준치 10보다 훨씬 작은 1.234로 나타나 독립변수들 간의 상호 영향을 나타내는 다중공선성의 가능성이 거의 없는 것으로 분석되었다. 모형계수 A, B, 그리고 C를 결정하고 t검정을 통해 각 독립변수의 유의수준을 검토한 결과 모두 0.
- 234로 나타나 독립변수들 간의 상호 영향을 나타내는 다중공선성의 가능성이 거의 없는 것으로 분석되었다. 모형계수 A, B, 그리고 C를 결정하고 t검정을 통해 각 독립변수의 유의수준을 검토한 결과 모두 0.05 미만으로 나타나 각 계수에 대한 유의성이 확보되었다. 이를 통해 개발된 회귀모형은 식 (5)와 같다.
- AASHTO 2002 모형이 누적 피로손상을 가장 크게 예측한 반면 Shi 등의 모형은 가장 작게 예측하였다. 본 논문에서 제안된 모형은 최소-최대응력비 R을 고려함에도 불구하고 R을 고려하지 않는 기존 모형들처럼 두께에 따른 민감도가 작게 나타났다. R을 고려하는 기존 모형들은 줄눈간격이 넓어짐에도 누적 피로손상이 감소하는 비정상적인 경향을보였으나 개발된 모형은 줄눈간격 증가에 따라 누적 피로손상도 함께 증가하는 합리적인 경향을 나타냈다.
- 하지만 이 결과는 줄눈간격 증가가 슬래브에 발생되는 응력을 증가시켜 누적 피로손상을 가속화하리라는 일반적인 기대와는 상반된다. 본 연구에서 개발된 모형은 을 고려함에도 불구하고 기존의 R을 고려하는 모형들과는 달리 줄눈간격이 넓어짐에 따라 누적 피로손상이 증가하는 경향을 나타냈다. 상향균열을 유발하는 누적 피로손상의 경우, 본 연구에서 제안된 모형은 AASHTO 2002, Dater, Cornelissen과 Reinhardt, 그리고 Zhang 등의 모형과 비교적 유사한 경향을 나타냈다.
- AASHTO 2002 모형이 누적 피로손상을 가장 크게 예측한 반면 Shi 등의 모형은 가장 작게 예측하였다. 본 연구에서 제안된 모형은 Cornelissen과 Reinhardt가 제안한 모형과 가장 유사한 결과를 나타냈는데, 상향균열의 경우에는 거의 일치하는 결과를 보였고 하향균열의 경우에는 약간 작게 예측하였다. Tepfer와 Kutti의 모형 및 Shi 등의 모형은 앞에서 언급한 것과 같이 R이 커지고 S가 감소함에 따라 Nf는 기하급수적으로 증가하게끔 예측하였다.
- 그림 6(a)는 본 연구에서 제안된 모형으로 실험 결과를 예측한 것이며, 그림 6(b)는 Shi 등의 모형으로 실험 결과를 예측한 것이다. 본 연구에서 제안된 모형의 결정계수가 0.9069로 Shi 등의 모형보다 높게 나타났다.
- 이 외에도 콘크리트 포장 누적 피로손상해석 프로그램을 개발한 후 본 연구에서 제안된 모형을 비롯한 기존 피로모형들을 적용하여 누적 피로손상을계산하고 비교하였다. 본 연구에서 제안된 피로모형으로 국내에서 시공되는 폭 3.6m, 줄눈간격 6m, 두께300mm 슬래브의 누적 피로손상을 해석한 결과, 하향균열의 누적 피로손상이 상향균열 보다 Log 스케일로 약 3정도 크게 계산되었다. AASHTO 2002 모형이 누적 피로손상을 가장 크게 예측한 반면 Shi 등의 모형은 가장 작게 예측하였다.
- 모형은 매우 민감한 경향을 나타냈다. 상향균열을 발생시키는 누적 피로손상의 경우에는 모든 모형들에서 지지력에 따라 누적 피로손상이 조금씩 점차 감소하거나 일정하게 유지되는 경향이 나타났으며, 특히 Shi 등의 모형의 민감도가 매우 컸다.
- 본 연구에서 개발된 모형은 을 고려함에도 불구하고 기존의 R을 고려하는 모형들과는 달리 줄눈간격이 넓어짐에 따라 누적 피로손상이 증가하는 경향을 나타냈다. 상향균열을 유발하는 누적 피로손상의 경우, 본 연구에서 제안된 모형은 AASHTO 2002, Dater, Cornelissen과 Reinhardt, 그리고 Zhang 등의 모형과 비교적 유사한 경향을 나타냈다. Shi 등의 모형은 매우 작은 누적 피로손상을 나타냈으며 줄눈간격에 따른 변화가 거의 없었다.
- 표 6에 보인 모형들을 본 연구에서 개발된 누적 피로 손상 해석 프로그램에 적용하여 공용기간 20년 동안의 누적 피로손상을 계산하였다. 상향컬링에 의하여 슬래브 상부로부터 진전되는 하향균열에 대한 누적 피로손상이 상향균열보다 Log 스케일로 약 3 가량 크게 계산되었다. AASHTO 2002 모형이 누적 피로손상을 가장 크게 예측한 반면 Shi 등의 모형은 가장 작게 예측하였다.
- 그림 3의 히스토그램에서 보듯이 회귀 표준화 잔차의 빈도가 정규분포를 나타냈으며, 그림 4의 회귀 표준화 잔차의 P-P도에서 관측누적확률과 기대누적확률이 거의 일치하게 나타나 잔차항도 정규성을 갖는 것으로 나타났다. 이를 통해 회귀모형의 예측값이 매우 합리적임을 확인하였다.
- 표 2에서 보듯이 모형의 상관계수( R )와 결정계수(R2)는 각각 0.852와 0.726였으며, 72.3%의 적합성을 나타내었다. 그리고 Durbin-Watson이 2보다 작은 0.
- 또한 R을 고려하지 않는 기존 모형들처럼 복합 지지력계수가 어느 정도에 이를 때까지는 누적 피로손상이 감소하다가 그 이후로는 서서히 증가하는 경향을 나타냈다. 피로모형들의 하향균열에 대한 누적 피로손상은 하중전달률의 증가에 따라 조금씩 감소하는 경향을 나타냈다.
- 따라서 본 논문에서는 하향균열에 한해서 하중전달률을 30%에서 100%까지 변화시키면서 재령 20년의 누적 피로손상을 그림 12와 같이 계산하였다. 하중전달률이 증가할수록 모형들의 누적피로손상은 조금씩 감소하는 경향을 나타냈다. Shi 등의 모형은 가장 민감한 경향을 보였다.
- 5m에서 8m까지 변화시키면서 재령 20년의 누적 피로손상을 그림 10과 같이 계산하였다. 하향균열의 경우, 본 연구에서 제안된 모형은 R을 고려함에도 불구하고 을 고려하지 않는 AASHTO 2002, Dater, 그리고 Cornelissen과 Reinhardt의 모형과 같이 줄눈간격이 넓어짐에 따라 누적 피로손상이 약간씩 증가하는 결과를 나타냈다. 이와는 달리 Zhang 등, Tepfer와 Kutti, 그리고 Shi 등의 R을 고려하는 다른 모형들은 줄눈간격이 넓어짐에 따라 누적 피로손상이 감소하는 경향을 보였다.
- 복합 지지력계수를 10MPa/m에서 500MPa/m까지 변화시키면서 재령 20년의 누적 피로손상을 그림 11과 같이 계산하였다. 하향균열의 경우, 본 연구에서 제안된 모형의 누적 피로손상은 R을 고려하지 않는 AASHTO 2002, Dater, 그리고 Cornelissen과 Reinhardt의 모형과 같이 약 100MP/m의 복합 지지력계수까지 급격히 감소하다가 그 이후부터 서서히 증가하는 경향을 나타냈다. 복합 지지력계수 100MPa/m까지는 지지력이 증가할수록 환경하중에 의한 응력 증가보다 교통하중에 의한 응력 감소가 더 컸으나 그 이후로는 환경하중에 의한 응력 증가가 더 커졌기 때문으로 판단되었다.
※ AI-Helper는 부적절한 답변을 할 수 있습니다.