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문제 정의
- 이에 따라 본 연구는 천연고무를 이용한 납고무받침(LRB)의 열 노화 특성을 평가하기 위해 가속 열 노화실험(accelerated thermal aging test)을 하고 시험체의 열 노화 전후의 특성을 실제 교량에 적용하여 구조해석하고 납고무받침의 노화가 교량의 내진성능에 미치는 영향을 비교분석하였다. 본 연구에서는 납고무받침이 설계 적용된 실제 교량과 가장 근접한 교량을 선정하여 비면진 상태에서 공급역량과 소요역량으로 내진성능을 평가하였다. 이로부터 받침용량이 적정수준임을 확인하고 열 노화에 따른 내진성능 변화를 검토하였다.
- 본 연구에서는 열 노화 전·후 전단변형 성능을 파악하기 위하여 극한전단파괴실험을 수행하였다.
- 하지만 지진격리 받침의 노화에 따른 교량의 내진성능의 변화에 대한 연구는 거의 없는 실정이다. 이에 따라 본 연구는 천연고무를 이용한 납고무받침(LRB)의 열 노화 특성을 평가하기 위해 가속 열 노화실험(accelerated thermal aging test)을 하고 시험체의 열 노화 전후의 특성을 실제 교량에 적용하여 구조해석하고 납고무받침의 노화가 교량의 내진성능에 미치는 영향을 비교분석하였다. 본 연구에서는 납고무받침이 설계 적용된 실제 교량과 가장 근접한 교량을 선정하여 비면진 상태에서 공급역량과 소요역량으로 내진성능을 평가하였다.
제안 방법
- 본 연구에서는 열 노화 전·후 전단변형 성능을 파악하기 위하여 극한전단파괴실험을 수행하였다. 1개의 시험체를 설치하여 실험을 수행하였으며, 고속으로 실험을 수행할 경우 시험체의 전단 변형 능력이 과대하게 평가될 수 있기 때문에 속도 0.52 mm/sec인 저속의 정속파로 최대변형률 까지 수평변위를 가력하였다. 시험체를 설치한 후 최대 설계압축력을 재하하고, 적층고무받침 시험체가 파괴에 이르도록 한쪽방향으로 전단변위를 가한다.
- 본 연구에서 사용한 시험체는 납고무받침(LRB) 8개를 사용하였다. 각 시험체는 4개씩 열 노화 전후 시험체로 구분하였고, 압축 및 전단특성 실험 후 극한파괴실험을 실시하였으며, 반복재하특성실험은 별도의 1개의 시험체를 사용하여 실험하였다. 또한 시험체의 제작상의 오차 및 실험 중 발생 가능한 오차를 줄이기 위해 각 실험에 대한 결과는 평균값을 취하였다.
- 5 Hz의 정현파로 설계전단변위로 수평재하 하였다. 각 시험체의 반복 재하수 증가에 따른 전단강성과 등가감쇠비의 변화율은 3, 5, 10, 30, 50회 전단가력 후 각각 측정하였다. 각 시험체의 반복재하에 따른 각 사이클별 전단강성과 등가감쇠비의 변화는 표 5에 나타내었다.
- 납 고무받침의 노화 전·후의 반복재하 특성을 파악하기 위하여 축-전단실험을 50회 반복재하 하였다. 각각의 시험체를 설치하고, 설계면압으로 수직압력을 가하여 0.5 Hz의 정현파로 설계전단변위로 수평재하 하였다. 각 시험체의 반복 재하수 증가에 따른 전단강성과 등가감쇠비의 변화율은 3, 5, 10, 30, 50회 전단가력 후 각각 측정하였다.
- 교각의 단면강도, 수평변위 및 유효강성을 산정하기 위하여 상기에 축력의 효과를 고려하여 모멘트-곡률(M-∅)해석을 수행하였다.
- 교각의 단면해석에서 산정된 유효강성을 구조해석 모델에 적용하고 대상교량의 내진해석 조건에 의한 그림 9의 설계 응답스펙트럼을 하중으로 지진해석을 수행하였다. 고유치 해석을 통해 진동모드의 누적 질량 참여율이 90%이상이 되도록 모드수를 선정하였고 주요 모드형상은 그림 11과 같다.
- 또한 Choi(2000)은 열 노화에 따른 고무의 분자 구조 변화의 영향을 연구 하였고, 열 노화시간이 증가함에 따라 연속적인 고무가황의 증가로 가교밀도(cross-link density)가 증가함을 알아냈다. 그리고 천연고무를 공기와 염수에 노출시킨 상태에서 온도를 60~120℃까지 변화시켜 고무시편의 인장파괴 실험을 하였다. 그 결과 염수보다 대기중 뜨거운 공기가 더 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다(Mott et al.
- 또한 시험체의 제작상의 오차 및 실험 중 발생 가능한 오차를 줄이기 위해 각 실험에 대한 결과는 평균값을 취하였다. 기초 특성실험인 압축-전단특성 실험은 동일한 시험체로 노화 전과 노화 후에 실시하였다. 또한 극한 전단특성실험은 시험체를 노화 전과 노화 후로 각각 구분하여 실험을 실시하였다.
- 납 고무받침의 노화 전·후의 반복재하 특성을 파악하기 위하여 축-전단실험을 50회 반복재하 하였다.
- 납고무받침의 열 노화 전·후의 전단특성을 비교하여 열노화에 따른 압축 및 전단특성을 파악하였다.
- 납고무받침의 열 노화 전·후의 전단특성을 비교하여 열노화에 따른 압축 및 전단특성을 파악하였다. 노화실험은 노화 전에 전단 특성 및 극한전단특성 실험을 실시하고, 노화 오븐에서 70℃의 온도로 168시간(노화연수 60년 상당) 노화시킨 후 전단특성 실험과 극한 전단파괴실험을 수행하였다. 극한전단 파괴실험 수행시에는 각각 3개의 시험체를 사용하고 실험 후에는 재사용하지 않았다.
- 기초 특성실험인 압축-전단특성 실험은 동일한 시험체로 노화 전과 노화 후에 실시하였다. 또한 극한 전단특성실험은 시험체를 노화 전과 노화 후로 각각 구분하여 실험을 실시하였다.
- 본 연구에서는 납고무받침 시험체를 제작하여 가속 열 노화실험을 실시하고 열 노화 전 후의 특성을 분석하였다. 또한 실제 교량의 비면진 상태에서 내진성능을 평가하고 납고무받침을 사용하여 받침의 노화가 교량의 내진성능에 미치는 영향을 비교하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 본 연구에서는 납고무받침 시험체를 제작하여 가속 열 노화실험을 실시하고 열 노화 전 후의 특성을 분석하였다. 또한 실제 교량의 비면진 상태에서 내진성능을 평가하고 납고무받침을 사용하여 받침의 노화가 교량의 내진성능에 미치는 영향을 비교하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 비선형 시간이력해석을 수행하기 위해 도로교설계기준의 표준설계응답스펙트럼에 의한 내진설계 조건으로 인공지진파 생성 프로그램 SIMQKE를 사용하여 4개의 인공지진을 작성하였다. 사용된 지진파시간이력 및 지진스펙트럼은 그림 10과 같다.
- 지반의 영향은 입력지진하중에 반영하고 교각하부는 고정단으로 모델링하였다. 실제거동과 일치되도록 NL Link를 사용하여 받침을 모델링 하였다. 구조물 자중은 프로그램내에서 자동계산되도록 하였으며 포장 등 기타 자중을 모두 고려하였다.
- 이때 납고무받침의 설계 압축력은 565 kN이고, 각 실험은 설계 압축력을 기준으로 하여 ±30%씩 3회 재하 하였다.
- 본 연구에서는 납고무받침이 설계 적용된 실제 교량과 가장 근접한 교량을 선정하여 비면진 상태에서 공급역량과 소요역량으로 내진성능을 평가하였다. 이로부터 받침용량이 적정수준임을 확인하고 열 노화에 따른 내진성능 변화를 검토하였다.
- 478이므로 탄성영역상에서 거동함을 알 수 있다. 이에 따라 교축방향 내진성능 향상에 주목하여 비교분석 하였다.
- 해석대상 교량의 상부구조는 판요소로 교각은 프레임요소로 모델링하였다. 지반의 영향은 입력지진하중에 반영하고 교각하부는 고정단으로 모델링하였다. 실제거동과 일치되도록 NL Link를 사용하여 받침을 모델링 하였다.
- 고유치 해석을 통해 진동모드의 누적 질량 참여율이 90%이상이 되도록 모드수를 선정하였고 주요 모드형상은 그림 11과 같다. 지진하중 방향별 30%규정을 적용하여 탄성지진력을 산정하였으며 고정단 교각의 조합지진력 및 진동주기를 정리한 것은 표 10과 같다.
- 해석대상 교량의 상부구조는 판요소로 교각은 프레임요소로 모델링하였다. 지반의 영향은 입력지진하중에 반영하고 교각하부는 고정단으로 모델링하였다.
대상 데이터
- 천연고무는 탁월한 탄성능력과 복원능력을 가지고 있어 지진격리 장치에 폭넓게 이용되어왔다. 본 연구에서 사용된 시험체 또한 천연고무의 고유성질에 고무자체의 탄성능력과 복원능력을 유지하고 에너지 흡수 능력을 증가시킨 납고무받침을 사용하였다. 시험체의 크기는 동일하고 주된 구성성분은 천연 고무이다.
- 극한전단 파괴실험 수행시에는 각각 3개의 시험체를 사용하고 실험 후에는 재사용하지 않았다. 본 연구에서 사용한 시험체는 납고무받침(LRB) 8개를 사용하였다. 각 시험체는 4개씩 열 노화 전후 시험체로 구분하였고, 압축 및 전단특성 실험 후 극한파괴실험을 실시하였으며, 반복재하특성실험은 별도의 1개의 시험체를 사용하여 실험하였다.
- 시험체의 크기는 동일하고 주된 구성성분은 천연 고무이다. 시험체의 직경은 외부고무두께 10 mm를 포함한 것으로 내부 적층고무 한 층의 두께는 각각 3 mm이고, 고무의 적층 수는 29층으로 적층하였으며, 보강 강판의 두께는 3 mm이다. S1은 한 개의 고무층 구멍을 포함한 자유 표면적에 대한 하중면적의 비로서 1차 형상계수(primary shape factor)이고, S2는 내부고무의 총 두께에 대한 유효폭의 비율을 나타내는 2차 형상계수(secondary shape factor)이다.
- 자세한 시험체의 제원은 표 1과 같고, 그림 1은 시험체의 형상 및 단면제원을 나타낸 것이다. 열 노화 특성실험에 사용된 납고무받침 시험체는 약 15년 지난 실제교량을 대상으로 설계된 것으로 전단변형률 100%에서 전단탄성계수 값이 0.4 MPa인 천연고무를 사용하였다. 과거 지진격리장치에 대한 설계개념이 정립되지 않아 형상계수가 과소하게 제작되어 현재 설계기준에는 부적합하다.
- 해석모델링은 그림 7과 동일하나 모든 받침 총 24개를 납고무받침으로 교체하였다. NL Link는 납고무받침의 특성을 해석할 수 있는 Isolator1 요소를 사용하여 모형화 하였다.
데이터처리
- 각 시험체는 4개씩 열 노화 전후 시험체로 구분하였고, 압축 및 전단특성 실험 후 극한파괴실험을 실시하였으며, 반복재하특성실험은 별도의 1개의 시험체를 사용하여 실험하였다. 또한 시험체의 제작상의 오차 및 실험 중 발생 가능한 오차를 줄이기 위해 각 실험에 대한 결과는 평균값을 취하였다. 기초 특성실험인 압축-전단특성 실험은 동일한 시험체로 노화 전과 노화 후에 실시하였다.
이론/모형
- 교각 단면특성은 표 8과 같고 콘크리트는 Kent&Park모델을 사용하고 철근은 Menegotto-Pinto 모델을 사용하였다.
- 시험체의 특성 및 내구성 실험, 평가는 ISO22762(2010)에 따라 특성실험을 수행하였다. 상기의 규격에서는 지진으로부터 교량 혹은 건축구조물을 보호하고자 사용하는 적층고무 받침 형태의 지진격리장치에 대하여 실험방법과 설계기준, 제품검사 기준에 대하여 총 세부분으로 구성되어있다.
성능/효과
- 1. 납고무받침의 열 노화 전 후 압축특성실험결과 노화 후 압축강성이 약 3.34%가량 감소하였다. 압축-전단특성실험을 통해 열 노화에 따른 전단강성과 등가감쇠비의 변화를 검토한 결과 감소하였다.
- 2. 납고무받침의 열 노화 전 후의 실험에 의한 특성치를 적용하여 해석을 수행한 결과 지진격리장치를 설치한 교량의 특성이 잘 나타났다. 그러나 교각의 경우 받침의 노화가 최대 0.
- 3. 납고무받침의 용량 및 배치 등에 따라 교량의 내진성능이 다소 변화될 것이나 본 대상 시험체나 교량조건에서는 납고무받침의 열 노화 특성변화에 따른 교량의 내진성능의 변화는 크지 않음을 알 수 있었다. 받침설계시의 안전율을 고려하면 고무 노화의 영향은 무시할 수준으로 판단된다.
- 이때 납고무받침의 설계 압축력은 565 kN이고, 각 실험은 설계 압축력을 기준으로 하여 ±30%씩 3회 재하 하였다. 그 결과 시험체의 노화 전 압축강성은 478 kN/mm였으나 열 노화 후 압축강성은 462 kN/mm로 약 3.3%가량 저하되었다. 열 노화 후 하중변위 이력곡선은 그림 2와 같으며, 각 시험체 종류별 변형곡선을 보면 노화 후 압축력은 노화 전에 비해 약간 증가함을 볼 수 있다.
- 열노화 전후에 대한 해석 결과는 표 15와 같으며 전체적인 경향은 비면진 교량에서는 P1에 집중되는 반면 납고무받침을 설치한 경우 신축이음부이고 받침이 개수가 2배인 P2의 응답이 크게 나타났다. 납고무받침의 열 노화후는 전에 비해 전단력의 경우는 최대 0.68%감소, 모멘트의 경우는 최대 0.70%감소, 교각상단 변위는 최대 0.72%감소하는 정도로 나타났다. 변화의 정도는 크지 않지만 열 노화 전후 받침의 응답에서 알 수 있듯이 변위응답의 증가는 받침이 부담하는 에너지의 증가를 의미하고 결과적으로 교각의 전단력 감소로 나타났다.
- 압축-전단특성실험을 통해 열 노화에 따른 전단강성과 등가감쇠비의 변화를 검토한 결과 감소하였다. 또한 상기와 동일한 조건에서 50회 반복재하 실험한 결과 전단강성은 평균 2.7%가량 감소하였고, 등가감쇠비는 1.9%감소하였다. 열 노화 전 후 극한 전단파괴실험결과에서도 전단변형률이 노화 후 감소하였으며 열에 따른 영향이 있음을 확인할 수 있었다.
- 또한 열 노화 전·후의 극한전단파괴실험결과 노화 전보다 노화 후 전단파괴 변위가 감소하였고 평균적으로 약 11%가량 전단변형률이 감소하였다.
- 열 노화 후 하중변위 이력곡선은 그림 2와 같으며, 각 시험체 종류별 변형곡선을 보면 노화 후 압축력은 노화 전에 비해 약간 증가함을 볼 수 있다. 또한 열 노화 후 수직변위가 노화 전에 비해 감소하고, 기울기는 증가하는 경향을 보였다. 이는 열 노화에 따른 고무의 경도가 증가함에 따라 신장률이 감소되는 것으로 판단된다.
- 72%감소하는 정도로 나타났다. 변화의 정도는 크지 않지만 열 노화 전후 받침의 응답에서 알 수 있듯이 변위응답의 증가는 받침이 부담하는 에너지의 증가를 의미하고 결과적으로 교각의 전단력 감소로 나타났다.
- 9%감소하였다. 열 노화 전 후 극한 전단파괴실험결과에서도 전단변형률이 노화 후 감소하였으며 열에 따른 영향이 있음을 확인할 수 있었다.
- 열 노화 전·후의 압축-전단특성실험 결과 표 4와 같이 전단강성은 노화 전 0.73 kN/mm였으나 노화 후 0.70 kN/ mm로 저하되어 약 4%감소되었다.
- 또한 교각하단의 모멘트란 받침을 통해 전달되는 상부구조 자중에 의한 관성력과 기둥 자체의 관성력에 대한 기둥길이의 곱이 조합되어 나타난다. 열노화 전후에 대한 해석 결과는 표 15와 같으며 전체적인 경향은 비면진 교량에서는 P1에 집중되는 반면 납고무받침을 설치한 경우 신축이음부이고 받침이 개수가 2배인 P2의 응답이 크게 나타났다. 납고무받침의 열 노화후는 전에 비해 전단력의 경우는 최대 0.
- 대상교량에 대한 납고무받침의 열 노화전후의 교축방향 주요 모드형상은 그림 11과 같다. 해석결과 교각의 유효강성을 적용한 비면진 교량의 고유주기 T=1.2769보다 납고무받침을 적용한 고유주기가 모두 길게 나타나 지진격리장치가 장착된 교량의 특성을 보이고 있었다. 납고무받침의 열 노화전 T=1.
후속연구
- 4. 납고무받침의 열에 의한 특성영향과 노화가 교량의 내진성능에 미치는 영향을 명확하게 도출하기 위해서는 온도 조건 및 시간 등을 다양하게 변형한 추가 실험과 받침조건이 다른 다양한 교량에 대한 해석을 실시하여야 할 필요가 있다.
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