ABSTRACT
PURPOSES : This paper numerically evaluates the contribution of transverse steel to the structural behavior of continuously reinforced concrete pavements to understand the role of transverse steel.
METHODS : Two-lane continuously reinforced concrete pavements with and without transverse steel were analyzed through finite element analysis with the aid of commercial finite element analysis program DIANA; the difference in their structural behavior such as deflection, joint opening, and stress distribution was then evaluated. Twenty-node brick elements and three-node beam elements were used to model concrete and steel, respectively. Sub-layers were modeled with horizontal and vertical tensionless spring elements. The interactions between steel and surrounding concrete were considered by connecting their nodes with three orthogonal spring elements. Both wheel loading and environmental loading in addition to self-weight were considered.
RESULTS : The use of transverse steel in continuously reinforced concrete pavements does not have significant effects on the structural behavior. The surface deflections change very little with the use of transverse steel. The joint opening decreases when transverse steel is used but the reduction is quite small. The transverse concrete stress, rather, increases when transverse steel is used due to the restraint exerted by the steel but the increase is quite small as well.
CONCLUSIONS : The main role of transverse steel in continuously reinforced concrete pavements is supporting longitudinal steel and/or controlling unexpected longitudinal cracks rather than enhancing the structural capacity.
Keywords
continuously reinforced concrete pavement (CRCP), transverse steel design, finite element analysis
유한요소해석을 이용한 연속철근콘크리트 포장의 횡방향 철근 설계 검토
Review of Transverse Steel Design in Continuously Reinforced Concrete Pavement through Finite Element Analysis
최`판`길 Choi, Pangil Texas Tech University, Post-Doctoral Research Associate (E-mail: [email protected])
하`수`준 Ha, Soojun Texas Tech University, Post-Doctoral Research Associate·교신저자 (E-mail: [email protected]) 전`범`준 Chon, Beom Jun 정회원·㈜삼우아이엠씨 기술연구소 과장 (E-mail: [email protected])
길`용`수 Kil, Yong Su 정회원·㈜삼우아이엠씨 기술연구소 부장 (E-mail: [email protected]) 원`문`철 Won, Moon-Cheol Texas Tech University, Professor (E-mail: [email protected])
1. 서론
우리나라에서 대규모 연속철근콘크리트 포장
(Continuously Reinforced Concrete Pavement;
CRCP)이 적용된 사례는 1987년 건설된 중부고속도로
Corresponding Author : Ha, Soojun, Postdoctoral Research Associate
Dept. of Civil and Environmental Engineering, Texas Tech University, Box 41023, Lubbock, TX 79409-1023, USA
Tel : +1.806.742.3523 E-mail : [email protected]
International Journal of Highway Engineering http://www. ijhe.or.kr/
ISSN 1738-7159 (Print) ISSN 2287-3678 (Online)
Received Feb. 03. 2014 Revised Feb. 03. 2014 Accepted Feb. 20. 2014 Int. J. Highw. Eng. Vol. 16 No. 2 : 25-34 April 2014 http://dx.doi.org/10.7855/IJHE.2014.16.2.025
(CRCP 연장 68.4km)의 시공사례이고, 한국형 도로포 장 설계법 개발 및 검증의 일환으로 중부내륙고속도로 에 2002년 시험도로(연장 0.3km)가 건설되어 포장의 거동을 체계적으로 이해하기 위한 노력이 수행된 바 있 다(Kim et al., 2002). 이 밖에 경부고속도로와 호남고 속도로 상에 건설된 비상활주로를 제외하면, 국내에서 공용중인 도로포장에 연속철근콘크리트 포장이 적용된 사례는 찾아보기 어렵다. 이렇듯 우리나라는 연속철근 콘크리트 포장에 대한 설계경험이나 시공경험이 부족하 기 때문에, 설계 및 시공 시 국외 사례에 대한 의존도가 높을 수 밖에 없는 현실이다.
미국, 벨기에 및 프랑스 등의 국가에서는 도로포장 유 지보수 비용이 적게 소요되고, 평탄성 확보가 용이하다 는 점에서 연속철근콘크리트 포장의 적용을 장려하고 있다. 특히 미국 텍사스주의 경우 신설 콘크리트 포장에 대해서는 연속철근콘크리트 포장 형식 적용을 원칙으로 하고 있다. 또한 2010년 텍사스 주정부 도로국(Texas Department of Transportation; TxDOT) 포장 유지 관리 정보시스템(Pavement Management Infor- mation System; PMIS) 자료에 따르면 19,632km에 이르는 차선의 연속철근콘크리트 포장에 대한 데이터가 수록되어 있다(TxDOT, 2010). 이를 왕복 4차선 도로 로 환산하면, 대략 4,900km의 도로연장이 연속철근콘 크리트 포장으로 시공되어 공용 중이고, 매년 포장 조사 가 실시되고 있다는 것을 의미한다. 더욱이 상기 데이터 는 TxDOT에서 관리하는 도로에 국한된 것으로 시에서 관리하는 도로는 포함되어 있지 않다.
상기와 같은 국외의 콘크리트 포장 건설동향을 비롯 하여 최근 우리나라 줄눈콘크리트 포장에서 심각하게 대두되고 있는 파손의 문제점을 고려한다면, 연속철근 콘크리트 포장형식이 대안이 될 수 있을 것이다.
연속철근콘크리트 포장 설계는 AASHTO Interim Guide for Design of Pavement Structures(1972) 에서 처음 논의되었고, 1981년 AASHTO Interim Guide for Design of Pavement Structures, Chapter III Revised(1981)에 문서화 된 설계법이 수 록되었다. 처음 연속철근콘크리트 포장 설계법이 개발 되었을 때, 종방향 철근 설계에서 철근비는 당시 공용되 고 있던 연속철근콘크리트 포장의 공용성 평가에 의거 하여 산정되었고, 횡방향 철근 설계에는 Subgrade Drag Theory(SGDT) 이론을 적용하는 방식을 채택하 였다(AASHTO, 1981). 현재 미국 연방도로국 (Federal Highway Administration; FHWA)에서는
포장 두께 및 종방향 철근의 직경에 따라 0.60~0.68%
의 철근비 사용을 권장하고 있다(FHWA, 1990b). 그리 고 횡방향 철근이 사용될 경우에는 콘크리트 포장이 1 차원적으로 거동한다는 가정 하에 개발된 종전의 SGDT 이론을 그대로 사용하고 있다. 다만, 설계상 횡 방향 철근을 사용하지 않을 경우에는 규정에 맞게 타이 바를 반드시 설치하도록 하고있다(FHWA, 1990a). 전 술한 바와 같이 횡방향 철근의 사용 유무에 대한 제약은 없고, 횡방향 철근의 역할은 불규칙하게 발생할 수 있는 종방향 균열의 진전을 제어하는 데 도움이 된다는 일반 적인 내용을 수록하고 있다. 그러나 실제 콘크리트 포장 은 3차원으로 거동하므로 SGDT 이론에 근거하여 개발 된 횡방향 철근 설계는 가정의 모순에서 오는 오류를 수 반할 수 밖에 없다는 문제점이 있다(Huang, 2004).
앞서 언급한 바와 같이 연속철근콘크리트 포장에서 횡방향 철근 설계는 SGDT 이론에 의해 정립된 방법이 므로 심각한 오류를 수반할 수 있음에도 불구하고, 횡 방향 철근의 구조적 역할에 대해 명확하게 이해하고 횡 방향 철근 설계법을 개선하고자 하는 노력을 국외에서 는 일부 찾아볼 수 있으나(Choi et al., 2009), 국내에 서는 찾아볼 수 없다. 게다가 우리나라의 경우, 연속철 근콘크리트 포장에 대한 이해와 시공경험이 부족하기 때문에 국외의 설계사례와 시공사례를 답습하고 있는 실정이다.
본 논문에서는 연속철근콘크리트 포장에 사용하고 있 는 횡방향 철근의 구조적 역할 및 횡방향 철근의 유무가 포장의 거동에 미치는 영향을 검토하기 위하여 범용 유 한요소해석 프로그램인 DIANA(2007)를 사용하여 유 한요소해석을 수행하였다.
2. 해석모델 및 재료물성
해석을 수행한 포장은 Fig. 1에서 보는 바와 같이 폭 8.2m, 두께 25cm의 편도 2차선 연속철근콘크리트 포장 으로, 포장의 길이는 해석결과에 영향을 미치지 않도록 충분히 길게 가정하였다. 포장의 하부구조는 노상 및 린 콘크리트 보조기층으로 구성하였고 차선과 차선 사이에 는 종방향 수축줄눈을 설치하였다. 포장의 철근 배근은, 종방향으로는 직경이 19mm인 철근을 20cm 간격으로 배근하였고 횡방향으로는 직경이 16mm인 철근을 1.2m 간격으로 배근하였다. 타이바는 직경이 19mm, 길이가 1.25m인 철근을 사용하였으며 1.2m 간격으로 횡방향 철 근과 엇갈리게 배근하였다.
콘크리트와 철근의 재료 성질은 Table 1과 같이 가정 하였다. Fig. 2(a)에서 보는 바와 같이 포장 하부구조의 반력계수는 0.271N/mm3로 가정하였고 콘크리트 슬래 브와 린콘크리트 보조기층은 연직방향으로 자유롭게 분 리되는 것으로 가정하였다. 콘크리트 슬래브와 린콘크 리트 보조기층의 슬립 거동은 Fig. 2(b)의 곡선을 따르 는 것으로 가정하였다(Wesevich et al., 1987). 종방향 수축줄눈에서의 골재 맞물림(aggregate interlock) 효 과는 무시하였으며 차선 간의 힘의 전달은 철근을 통해
서만 이루어지는 것으로 가정하였다(Ha et al., 2012).
철근과 콘크리트 접촉면의 철근 길이 방향 부착강성은 190N/mm3로 가정하였고 이에 직교하는 나머지 두 방향 으로는 철근과 콘크리트가 완전부착상태를 유지하는 것 으로 가정하였다(Kim et al., 2000).
포장에 작용하는 하중으로는 온도하중, 차량하중, 자 중을 고려하였다. Figs. 3(a) 및 3(b)에서 보는 바와 같 이 온도하중은 밤과 낮의 온도구배를 비선형으로 가정 하였고 온도구배의 평균 기울기는 0.265℃/cm로 하였 다(Choi et al., 2010; Choi et al., 2011). 차량하중은 단축 단륜하중을 차량 경로에 재하하였고 각 윤하중의 크기는 40kN, 직경은 30cm로 하였다(Huang, 2004).
(a) Geometric Configuration
Fig. 1 Description of CRCP
(b) Steel ArrangementTable 1. Material Properties of Concrete and Steel
Concrete Steel Elastic Modulus(GPa) 34.5 200
Poisson’s Ratio 0.15 0.30
Density(kg/m3) 2320 7850
Coefficient of Thermal
Expansion(10-6/℃) 7.20 12.2
(a) Modulus of Subgrade Reaction
(b) Friction-Slip Behavior between Concrete Slab and Lean Concrete Base
Fig. 2 Material Properties of Sub-Layers
상기에 기술한 전제조건을 바탕으로, Table 2에 나타 낸 바와 같은 4가지 경우의 하중조건 하에서 횡방향 철근 의 유무가 포장의 거동에 미치는 영향을 검토하였다.
3. 유한요소 정식화 및 모형화 3.1. 유한요소 정식화
탄성체의 포텐셜에너지는 내부 변형에너지와 외력에 의한 포텐셜의 합으로 Eq. (1)과 같이 표현된다(Cook et al., 1989). 이 때, 온도에 의한 초기 변형률은 외력 에 의한 부재의 변형이 발생하기 전에 이미 존재하는 변 형으로서 응력을 발생시키지 않는다는 점을 고려하여 변형에너지를 계산해야 한다.
여기서, 는 변위, 은 변형률, 는 온도에 의 한 변형률, 는 체적력, 는 표면력, 는 응력- 변형률 관계행렬, 는 부피, 는 표면력이 작용하는 면적을 의미한다.
유한요소 내 임의의 점에서의 변위는 형상함수와 요 소 절점변위를 사용하여 와 같이 표현할 수 있고, 유한요소 내 임의의 점에서의 변형률은 변형 률-절점변위 관계행렬과 요소 절점변위를 사용하여 와 같이 표현할 수 있다. 이를 Eq. (1)에 대 입하면 요소의 포텐셜에너지는 다음과 같이 표현된다.
여기서,
는 요소 강성행렬, 은 요소 하중벡터를 나타낸 다. Eq. (2)와 같은 요소의 포텐셜에너지를 전체 구조계 로 확장하면 다음과 같이 표현된다.
여기서,
(a) Thermal Gradients within Concrete Slab
Fig. 3 Loadings on CRCP
(b) Wheel LoadingTable 2. Load Combinations
Case 1 (-)Temperature Gradient+Self-Weight
Case 2 (-)Temperature Gradient+Self-Weight +Wheel Loading
Case 3 (+)Temperature Gradient+Self-Weight
Case 4 (+)Temperature Gradient+Self-Weight +Wheel Loading
(1)
(2)
(3)
numel은 요소의 개수, 는 전체 구조계의 강성행 렬, 은 전체 구조계의 하중벡터, 는 전체 구조계 의 절점변위벡터를 나타낸다. Eq. (3)에 사용된 는 단순한 합계를 의미하는 것이 아니라, 각 요소의 국지 좌표계에서 계산된 강성행렬과 하중벡터를 전체 구조계 의 좌표계로 변환하고, 요소 강성행렬과 하중벡터의 원 소를 전체 구조계의 강성행렬과 하중벡터의 특정 위치 로 조합하는 모든 과정을 내포한다.
최소 포텐셜에너지 원리에 따라 전체 구조계의 포텐 셜에너지의 변분을 취하고 이라 하면 다음과 같 은 연립방정식을 얻게 된다.
이 연립방정식을 구조계의 경계조건과 초기조건을 반 영하여 변형한 후 해를 구하면 전체 구조계의 절점변위 를 구할 수 있다. 구해진 전체 구조계의 절점변위를 요 소 절점변위로 변환하면 다음과 같은 식을 통해 요소 내 응력을 계산할 수 있다.
이와 같은 일련의 과정에서 사용되는 행렬 및 벡터의 계산은 일반적인 적분으로는 불가능하거나 가능하더라도 매우 복잡하므로 수치적분을 사용해야 한다. 또한 Fig. 2 에서 보는 바와 같이 이 구조해석은 재료비선형을 포함하 고 있으므로 반복해석을 수행해야만 해를 구할 수 있으며 이 논문에서는 Newton-Raphson 방법을 사용하였다.
3.2. 유한요소 모형화
Fig. 4에서 보는 바와 같이 콘크리트 슬래브는 20절 점 2차 등매개변수 육면체요소(CHX60)를 사용하여 모 형화하였다. 등매개변수 요소는 요소 내 좌표와 변위를 정의하는 데에 동일한 형상함수를 사용하고 변형 전이 나 변형 후에도 항상 기하학적인 적합조건은 물론 변위 의 적합조건을 만족한다. 이 요소는 2차 형상함수를 사
용하며 요소 내 임의의 점에서의 변위는 자연 좌표계로 Eq. (6)과 같이 표현된다(DIANA, 2007). 수치적분 방 법으로는 3×3×3 가우스 구적법을 사용하였다.
철근은 3절점 3차원 보요소(CL18B)를 사용하여 모형 화하였다. 이 요소는 일반적인 보요소와는 달리 전단변 형을 고려하고 변위 자유도와 회전 자유도가 서로 독립 적으로 정의되기 때문에 연속체 요소와 함께 사용하기 에 적합하다. 이 요소의 기본 자유도는 의 변 위 자유도와 의 회전 자유도이며 요소 내 임의 의 점에서의 변위와 회전은 자연 좌표계로 다음과 같이 표현된다(DIANA, 2007). 수치적분 방법으로는 2점 가 우스 구적법과 4점 사다리꼴 적분법을 사용하였다.
노상 및 린콘크리트 보조기층은 Winkler형 지반모형 을 채택하여 통합모형화하였으며, 이를 위해 콘크리트 슬래브의 하부 표면절점을 2절점 스프링 요소(SP2TR) 를 사용하여 고정단에 연직으로 연결하였다. 또한 콘크 리트 슬래브와 린콘크리트 보조기층의 슬립을 모사하기 위해 콘크리트 슬래브의 하부 표면절점과 고정단을 종방 향과 횡방향으로도 스프링 요소를 사용하여 연결하였다.
이 요소의 기본 자유도는 요소의 축방향 변위 하나이며 스프링 요소에 가해지는 힘과 스프링 상수의 크기에 따 라 두 절점의 상대변위가 결정된다.
철근과 콘크리트의 접촉면도 이와 유사한 형태로 모형 화하였으며 철근의 절점과 이에 해당하는 콘크리트의 절 점을 서로 직교하는 3개의 스프링 요소(SP2TR)로 연결하 였다.
(4)
(5)
Fig. 4 Finite Element Model
(6)(7a)
(7b)
4. 해석 결과
4.1. 음의 온도구배+자중(Case 1)
Fig. 5(a)는 음의 온도구배와 자중에 의해 발생하는 콘 크리트 슬래브의 처짐 분포를 나타내며, 양의 값은 솟음 을 의미한다. 그래프에서 볼 수 있듯이 횡방향 철근의 유 무에 따른 차이는 거의 나타나지 않고 있다. Fig. 5(b)는 T-T' 단면을 기준으로 횡방향을 따라 슬래브의 처짐을 보여주는 그래프이다. 각각의 슬래브는 음의 온도구배로 인해 아래로 볼록한 형상을 하게 되고, 각 슬래브의 가장 자리는 변형 전보다 위로 솟게 된다. 슬래브의 처짐은 횡 방향 철근의 유무에 따라 큰 차이가 없으며 다만 횡방향 철근이 있는 경우에는 철근의 구속효과로 인해 종방향 수 축줄눈에서의 솟음이 일부 작아지는 효과가 나타난다.
Fig. 5(c)는 L-L' 단면을 기준으로 종방향을 따라 각 각의 콘크리트 슬래브의 횡방향 변위를 보여주는 그래프 이다. 여기서 각 슬래브의 횡방향 변위의 차이는 종방향 수축줄눈에서의 벌어짐(joint opening)을 의미한다. 횡 방향 철근이 있는 경우에는 철근의 구속 효과로 인해 수 축줄눈이 일부 작게 벌어지는 것으로 나타나나, 그 크기 차이가 최대 0.018mm로 무시할 수 있을 정도로 작은 것 으로 분석되었다. 따라서 횡방향 철근의 유무가 종방향 수축줄눈 벌어짐에 미치는 영향은 적다고 할 수 있다.
Fig. 5(d)는 콘크리트 슬래브의 상부 표면에서의 횡 방향 응력분포를 나타낸다. Fig. 5(e)는 T-T' 단면을 기 준으로 횡방향을 따라 슬래브 상부 표면에서의 횡방향 응력을 나타내는 그래프이다. 슬래브 상부 표면에서는 인장응력이 주로 발생하며, 인장응력의 원인으로는 온 도구배의 비선형성, 철근 및 린콘크리트 보조기층에 의 한 슬래브 움직임의 구속, 상향 컬링이 발생한 상태에서 작용하는 자중 등이 있다. 한편, 최대인장응력은 각 슬 래브의 중앙부에서 발생하는데, 이로부터 인장응력의 주된 원인이 온도구배의 비선형성 및 자중임을 유추할
(a) Surface Deflection
(b) Surface Deflection along T-T'
(c) Joint Opening at Longitudinal Contraction Joint
(d) Transverse Stress at the Top of the Slab
(e) Transverse Stress along T-T' at the Top of the Slab
Fig. 5 Analytical Results (Case 1)
수 있다. 횡방향 철근이 있는 경우에는 철근의 구속 효 과로 인해 횡방향 철근이 없는 경우와 비교하여 오히려 더 큰 인장응력이 발생한다.
4.2. 음의 온도구배+자중+차량하중(Case 2) Fig. 6(a)는 음의 온도구배, 자중 및 차량하중이 재하 된 상태에서 콘크리트 슬래브의 처짐 분포를 나타내는 그래프이다. Fig. 6(b)에서 볼 수 있듯이, 차량하중이 재하된 슬래브에서 더 큰 처짐이 발생하나, 횡방향 철근 의 유무에 따른 처짐의 차이는 거의 확인되지 않았다.
Fig. 6(c)에서 보이는 바와 같이 횡방향 철근의 유무에 따른 종방향 수축줄눈 벌어짐의 차이는 0.018mm로 Case 1의 해석결과와 동일하게 나타나, 차량하중을 재 하한다고 해서 횡방향 철근의 유무가 종방향 수축줄눈 거동에 미치는 영향이 크게 달라지지는 않는 것으로 해 석되었다.
Fig. 6(d)는 콘크리트 슬래브의 상부 표면에서의 횡 방향 응력분포를 나타내는 그래프로, 상향 컬링이 발생 한 상태에서 차량하중이 재하되었기 때문에, 슬래브 상 부 표면에 재하된 두 개의 윤하중 사이에서 최대인장응 력이 발생한다. 미세한 차이이기는 하지만 횡방향 철근 을 사용하지 않은 경우에서 오히려 인장응력이 작게 나 타나고 있다. Fig. 6(e)는 T-T' 단면을 기준으로 횡방 향을 따라 슬래브 상부 표면에서의 횡방향 응력을 보여 주는 그래프이다. 그래프에서 볼 수 있듯이 전체적으로 횡방향 철근을 사용하지 않은 경우에서 인장응력이 작 게 나타나고 있다. Fig. 6(f)는 콘크리트 슬래브의 하부 표면에서의 횡방향 응력분포를 보여주는 그래프로, 최 대인장응력은 윤하중 위치에서 발생한다. Case 1과 비 교해 볼 때, 차량하중이 재하된 상태에서도 횡방향 철근 의 유무에 따라 포장의 거동이 크게 달라지지는 않는 것 으로 나타났다.
(a) Surface Deflection
(b) Surface Deflection along T-T'
(c) Joint Opening at Longitudinal Contraction Joint
(d) Transverse Stress at the Top of the Slab
(e) Transverse Stress along T-T' at the Top of the Slab
<Fig. Continued>
4.3. 양의 온도구배+자중(Case 3)
Fig. 7에는 양의 온도구배와 자중이 작용하는 경우 에 대한 해석 결과가 나타나 있다. 각각의 슬래브는 양 의 온도구배에 의해 위로 볼록한 형상을 하게 되고 각 슬래브의 중앙부는 변형 전보다 위로 솟게 된다. 슬래 브 하부 표면에서는 온도구배의 비선형성, 철근 및 린 콘크리트 보조기층에 의한 슬래브 움직임의 구속 등으 로 인해 Figs. 7(c)와 7(d)에서 보이는 바와 같이 압축 응력이 발생한다. 한편, Fig. 7(d)에서 볼 수 있듯이 하 향 컬링이 발생한 상태에서 자중이 작용하여 압축응력 의 크기는 각 슬래브의 중앙부로 갈수록 오히려 감소하 고 있다.
Case 1에서와 마찬가지로 양의 온도구배 조건에서도 횡방향 철근의 유무에 관계없이 포장의 거동이 매우 유 사한 것으로 나타났다. 따라서 환경하중 하에서 포장의 거동은 횡방향 철근의 유무에 관계없이 거의 동일하게 나타난다고 할 수 있다.
4.4. 양의 온도구배+자중+차량하중(Case 4) Fig. 8은 양의 온도구배, 자중 및 차량하중이 동시에 재하된 조건에서의 해석결과를 보여주고 있다. 그림에 서 보는 바와 같이 차량하중이 재하된 슬래브에서 처짐 이 더 크게 발생하고 슬래브 하부 표면에서의 최대인장 응력은 윤하중 위치에서 발생하게 된다. 양의 온도구배 와 자중만이 작용하였던 Case 3과 비교해 볼 때, 차량 하중을 고려한다고 해서 횡방향 철근의 영향이 크게 달 라지지는 않았다. 상기와 같이 처짐을 고려한 변형 및 응력 모든 관점에서, 횡방향 철근의 유무에 관계없이 해
(f) Transverse Stress at the Bottom of the Slab
Fig. 6 Analytical Results (Case 2)
(a) Surface Deflection
(b) Surface Deflection along T-T'
(c) Transverse Stress at the Bottom of the Slab
(d) Transverse Stress along T-T' at the Bottom of the Slab
Fig. 7 Analytical Results (Case 3)
석 결과가 거의 일치하는 것으로 나타났다.
이상의 4가지 하중조합에 대해 포장의 거동을 검토한 결과, 연속철근콘크리트 포장에서 횡방향 철근의 유무 는 포장의 거동에 거의 영향을 미치지 않는 것으로 해석 되었다. 이는 연속철근콘크리트 포장에서 횡방향 철근 이 구조적으로 크게 기여하는 바가 없음을 보여주는 것 으로, 포장의 거동을 고려한 구조적 측면에서 볼 때, 횡 방향 철근은 단순히 종방향 철근을 지지하는 용도로 사 용되어야 함을 의미한다. 달리 말하면, 근본적으로 콘크 리트 포장 슬래브 폭이 4.1m로 유지되면, 횡방향 철근 의 유무에 관계없이 환경하중과 차량하중에 의한 종방 향 균열발생 확률이 극히 낮다는 것이다.
이런 이유로 국외의 경우 횡방향 철근은 (1) 슬래브 분리방지를 위한 종방향 줄눈부 결속, (2) 종방향 철근 배근 시 정위치 확보, (3) 논란의 여지가 있기는 하지만, 예기치 않은 종방향 균열발생 시 균열진전을 억제할 목 적으로 사용된다(FHWA, 1990b; Japan Road Association, 2001; Rasmussen et al., 2009).
5. 결론
연속철근콘크리트 포장에서 횡방향 철근의 유무가 포 장의 거동에 미치는 영향을 알아보기 위하여 범용 유한 요소해석 프로그램을 이용하여 유한요소해석을 수행하 였다. 콘크리트 슬래브의 처짐 및 응력, 종방향 수축줄 눈의 벌어짐에 대해 검토한 결과 다음과 같은 결론을 얻 을 수 있었다.
슬래브의 처짐은 횡방향 철근의 유무에 관계없이 유 사하게 나타났다. 종방향 수축줄눈 벌어짐은 횡방향 철 근이 배근된 조건에서 일부 작게 나타나기는 하지만, 그 차이가 최대 0.018mm로 매우 작아 무시할 수 있는 정 도의 크기였다. 따라서 종방향 수축줄눈 벌어짐은 횡방 향 철근의 유무에 거의 영향을 받지 않는다고 할 수 있 다. 슬래브에 발생하는 응력은 오히려 횡방향 철근이 배 근된 조건에서 철근의 구속효과로 인해 미세한 차이이 기는 하지만 일부 더 큰 인장응력이 발생하는 것으로 나 타났다.
이상에 기술한 바와 같이 연속철근콘크리트 포장에서 횡방향 철근의 유무가 구조적으로 포장의 거동에 미치 는 영향은 거의 없는 것으로 나타났다.
References
AASHTO(1972). AASHTO Interim Guide for Design of Pavement
(a) Surface Deflection(b) Surface Deflection along T-T'
(c) Transverse Stress at the Bottom of the Slab
(d) Transverse Stress along T-T' at the Bottom of the Slab
