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가설 설정
- 또한 교량 단면의 경우 Jeong et al.(2008)이 제시한 복선용 PSC박스거더 교량의 휨강성 및 질량이 1/4이 되도록 직사각형 단면형상으로 가정하고 콘크리트의 밀도를 보정하여 사용하였다.
- 대부분의 기존 해석논문은 직선에서 궤도틀림이 존재하지 않는 이상적인 조건에서의 해석결과로서 실제 현장에서는 궤도틀림이 발생하기 때문에 이를 반영하지 못한 한계가 있다. 따라서 이 논문에서의 차량-구조물 동적상호작용해석은 Bowe(2009)의 접근 방법을 적용하여 현장에서 발생할 수 있는 가상의 궤도틀림을 가정하여 열차상호동적해석을 수행하여 열차주행속도에 따른 교대접속부의 동적거동을 검토하였다.
- 해석대상의 유한요소 모형화에 있어서 교량부분의 거더길이는 약 40m의 단경간 PSC거더가 연속적으로 배치된 것으로 가정하였으며, 간략화된 6량 차량편성의 KTX차량이 초기재하 및 최종재하위치를 고려하여 관심 해석부분의 전후에 각각 158.6m을 추가적으로 교량 및 토공부를 모형화하였다.
제안 방법
- 구조물의 고유치해석을 통하여 구한 첫 번째 및 두 번째 고유진동수를 이용하여 비례감쇠행렬(Rayleigh damping matrix)을 구성하였다. 감쇠행렬의 구성에 사용된 고유진동수는 1.
- 국내 콘크리트궤도용 표준 교대접속부 단면에서의 열차 주행에 따른 궤도틀림이 없는 조건과 궤도틀림이 존재하는 경우에 대하여 동적상호작용해석을 수행하였다. 궤도틀림의 유무에 따라 윤중감소율과 수직차체진동가속도를 분석하여 주행안정성 기준값과 비교하였으며, 접속부에 사용되는 시멘트 안정처리골재, 골재, 일반노반에서의 최대 Mises유효응력을 평가하였다.
- 국내 콘크리트궤도용 표준 교대접속부 단면에서의 열차 주행에 따른 궤도틀림이 없는 조건과 궤도틀림이 존재하는 경우에 대하여 동적상호작용해석을 수행하였다. 궤도틀림의 유무에 따라 윤중감소율과 수직차체진동가속도를 분석하여 주행안정성 기준값과 비교하였으며, 접속부에 사용되는 시멘트 안정처리골재, 골재, 일반노반에서의 최대 Mises유효응력을 평가하였다.
- 동일지점에 차축이 이동하게 되면 차축에 따라 동적 측정값은 차이가 난다. 따라서 이동하는 각 차축을 대상으로 분석한 결과 4번째 차축에서 가장 큰 접촉력과 차체수직진동가속도가 발생되어 4번째 차축을 분석하였다.
- 82cm 발생된 해석조건에서의 속도별 윤중감소율, Mises 유효응력을 정리하였다. 레일의 최대윤중과 최소윤중, 윤중감소율을 분석하였으며, 여기서 윤중감소율은 최소동적윤중과 정적윤중의 차이에 대한 정적윤중값으로 정의하였다. 교대접속부는 시멘트안정처리층, 골재층이며, 강화 노반, 노반층, 원지반층에서 가장 크게 발생된 최대 응력을 정리하였다.
- 이 값을 바탕으로 위치 x0에서부터 길이 l에 걸쳐 발생한 부등침하에 의한 단차의 형상은 식 (1)과 같다. 이 식으로부터 표현하고 측정기선을 변화시켜가면서 궤도틀림을 평가하여 부등침하량을 결정하였다.
- 38812Hz이다. 재료의 감쇠비는 강재 1%, 콘크리트 2%, 지반재료 3%의 감쇠비로 설정하였으며, 이 연구에서는 접속부의 거동을 보수적으로 평가하고자 지반재료의 감쇠비를 비교적 낮은 값으로 설정하였다(Lee et al., 2012). 동적해석의 적분시간간격은 주행속력 100km/h일 때 0.
- 동적상호작용해석은 ANSYS의 APDL(ANSYS parameter design language)을 이용하여 구현하였다. 해석 대상의 접속부 유한요소 모델은 계산 소요시간을 줄이기 위하여 1/2 궤도부분만을 모형화하고 양 측면은 대칭 경계조건을 가하여 평면 변형률 상태에 가깝도록 모델링하였으며, 선로길이 방향과 노반하부면의 경계는 롤러 경계조건으로 수치 모형화하였다. 또한 교량 단면의 경우 Jeong et al.
- 해석영역은 그림에서와 같이 교대와 접속부 뿐만 아니라 교량까지도 모델링한 것이 특징이라고 할 수 있으며, 약 400m에 달하는 선로길이를 모형화하여 동적 상호작용해석을 수행하였다. 해석시간의 단축을 위하여 주된관심 영역인 접속부 부분과 전후경계부분을 부구조법(Substructure technique)을 이용하여 자유도를 감소시켜 동적상호작용해석을 수행한 후 주된 관심영역인 접속부분의 응력을 계산하였다.
- 해석영역은 그림에서와 같이 교대와 접속부 뿐만 아니라 교량까지도 모델링한 것이 특징이라고 할 수 있으며, 약 400m에 달하는 선로길이를 모형화하여 동적 상호작용해석을 수행하였다.
- 호남고속철도 콘크리트궤도 교대접속부 표준단면을 대상으로 3차원 모델링을 통해 주행속도변화와 궤도틀림 조건별로 열차하중을 직접 이동시켜 접속부 구간에서의 동적상호작용해석을 실시하였다. 동적상호작용해석은 ANSYS의 APDL(ANSYS parameter design language)을 이용하여 구현하였다.
대상 데이터
- Fig. 3은 해석에 적용한 차량모델로서 6량 편성의 KTX 차량모델을 사용하였다. ANSYS를 이용한 KTX차량의 수치모형화에는 집중질량(Lumped Mass), 스프링(Spring) 및 감쇠장치(Damper) 등이 사용되었으며, 절점간을 강체연결하거나 제한조건을 가하여 각 부분의 연결관계를 정의하였다.
- 구조물의 고유치해석을 통하여 구한 첫 번째 및 두 번째 고유진동수를 이용하여 비례감쇠행렬(Rayleigh damping matrix)을 구성하였다. 감쇠행렬의 구성에 사용된 고유진동수는 1.41215Hz와 2.38812Hz이다. 재료의 감쇠비는 강재 1%, 콘크리트 2%, 지반재료 3%의 감쇠비로 설정하였으며, 이 연구에서는 접속부의 거동을 보수적으로 평가하고자 지반재료의 감쇠비를 비교적 낮은 값으로 설정하였다(Lee et al.
- 국내 흙노반 위에 부설되는 콘크리트궤도 구조물은 상부로부터 레일과 레일패드, 침목, 현장타설 연속 철근 보강 궤도 슬래브(Track Concrete Layer, TCL)하부에 콘크리트 기층(Hydraulically stabilized base course, HSB), 강화노반, 노반의 순서로 상세단면과 재료는 Fig. 1과 같다.
이론/모형
- 호남고속철도 콘크리트궤도 교대접속부 표준단면을 대상으로 3차원 모델링을 통해 주행속도변화와 궤도틀림 조건별로 열차하중을 직접 이동시켜 접속부 구간에서의 동적상호작용해석을 실시하였다. 동적상호작용해석은 ANSYS의 APDL(ANSYS parameter design language)을 이용하여 구현하였다. 해석 대상의 접속부 유한요소 모델은 계산 소요시간을 줄이기 위하여 1/2 궤도부분만을 모형화하고 양 측면은 대칭 경계조건을 가하여 평면 변형률 상태에 가깝도록 모델링하였으며, 선로길이 방향과 노반하부면의 경계는 롤러 경계조건으로 수치 모형화하였다.
- 4 참조). 차량 각 부분의 집중질량, 강성 및 감쇠장치의 물리적특성은 Kim(2000)의 논문에서 사용된 값을 이용하였다. 이렇게 간략화된 KTX차량모델은 접촉점이 고정된 경계조건하에서는 모든 차축의 윤중이 83.
성능/효과
- 2배 이상 크게 발생하였다. 강성이 큰 시멘트처리된골재와 일반골재에서는 속도증가에 따라 동적하중비(LF)는 주행속력과 무관하게 거의 일정한 패턴을 보였으나, 강성이 상대적으로 작은 상부노반과 하부노반, 그리고 강화노반에서는 주행속력의 증가에 따라 동적하중비(LF)가 증가하였다. 강화노반은 궤도에서 전달되는 하중을 직접 받는 층으로서 동적하중비(LF)는 최대 1.
- 7은 궤도틀림이 발생된 2가지 조건에서의 4번째 차륜의 접촉력과 차체수직진동가속도의 시간이력곡선이다. 궤도틀림이 발생하지 않는 해석과 달리 상당히 큰 변화량을 보이고 있으며, 부등침하량의 크기가 클수록 접촉력과 차체수직진동가속도가 크게 발생였다. 동일한 열차속도에서 30m현에서의 5.
-
3.1 궤도틀림이 존재하지 않는 직선궤도
궤도틀림이 존재하지 않는 직선궤도에서 거의 정지 상태의 속도로 운행하였을 때 정지윤중을 측정한 결과 모든 차축에서 윤중이 83.53kN으로 나타났으며 이를 정지윤중으로 산정하였다. Fig.
- 노반부에서는 미미한 크기이지만 강성이 가장 큰 시멘트처리된자갈층에서는 응력이 감소하였고 일반자갈이나 노반에서는 응력이 다소 증가하였다. 노반재료의 강성에 따라 동적거동의 특성이 다르게 거동하고 있는 것을 볼 수 있으며, 동일하중에 대해 강성이 작은 상부노반과 원지반에서 동적 영향이 뚜렷하게 발생하였다.
- 궤도틀림이 발생하지 않는 해석과 달리 상당히 큰 변화량을 보이고 있으며, 부등침하량의 크기가 클수록 접촉력과 차체수직진동가속도가 크게 발생였다. 동일한 열차속도에서 30m현에서의 5.82cm의 부등침하의 해석 결과를 보면, 접촉력은 최대 109.54kN와 최소 66.14kN으로 20m현에서의 4.01cm 경우보다 약 1.26배 증가하였다. 동일한 열차속도에서 부등침하량이 클수록 동적윤중이 커지는 것을 확인하였다.
- 26배 증가하였다. 동일한 열차속도에서 부등침하량이 클수록 동적윤중이 커지는 것을 확인하였다.
- 6까지 증가하였다. 동적하중비(LF)는 강성이 큰 시멘트처리된골재와 일반골재에서는 속도증가에 따라 거의 일정한 패턴을 보였으며, 강성이 상대적으로 작은 노반에서는 주행속력의 증가에 따라 동적하중비(LF)가 증가하였다.
- 또한 차체수직진동가속도는 최대 0.108m/s²으로 허용관리기준인 3.0m/s²의 약 1/27배 수준으로 궤도틀림이 존재하지 않는 직선궤도에서는 속도에 따른 주행안정성에 영향이 미미한 것으로 나타났다.
- 또한 최대 차체수직진동가속도는 허용관리기준인 3.0m/s²에 근접하는 2.25m/s²의 값을 보였으며, 국내 접속부 설계관리기준 1.3m/s²보다는 약 1.7배 초과하였다.
- 2kPa이라고 하였다. 이론값과 비교해 볼 때 해석결과가 다소 크게 발생하였으나, 이는 궤도틀림에 의한 동적영향에 의해 발생된 결과로 해석적으로 궤도틀림의 거동을 잘 평가된 것으로 판단된다.
- 해석결과 궤도틀림이 존재하지 않는 경우에는 열차 속도에 따라 동적거동에 큰 변화를 보이지 않았으나, 궤도틀림이 있는 경우 차량속도가 증가함에 따라 윤중감소율과 차체수직진동가속도가 증가하였으며, 열차속도 350km/h일 때 윤중감소율 0.21과 차체수직진동가속도 2.19m/s2 으로 UIC 518에서 제시하고 있는 주행안정성 기준인 윤중감소율은 초과하였으며, 차체수직진동가속도보다는 작게 나타났다.
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