바닥판과 교면포장의 두께가 감소함에 따라 차량하중에 의한 진동 및 처짐이 증가하게 된다. 이러한 현상은 강 상판과 교면포장에서 인장변형률을 증가시키며 교면포 장의 피로손상을 가속화시킨다. 이러한 문제점을 해결 하기 위하여 강상판 교면포장 시스템을 개발하거나 방 수층상태 특성에 따른 교면포장의 거동특성을 파악하기 위하여 유한요소해석 연구가 활발하게 진행되고 있다.
강상판 교량의 유한요소해석 결과와 실물크기의 포장가 속시험 결과를 이용하여 교면포장 거동을 예측할 수 있 는 모델도 개발하고 있다(Medani, 2006).
국내 교면포장 해석연구의 경우 구조해석 분야에서는 교량형식에 따른 형상을 모델링하여 해석을 진행하고 있으나, 교면포장체는 단지 사하중의 개념으로 모델링 을 하기 때문에 정확한 강상판 교면포장의 해석결과를 도출하기가 어려운 실정이다(이종엽, 2010). 또한 교면 포장 해석분야에서는 강상판의 기하학적 특성, 경계조 건과 하중조건을 정확히 고려하지 않고 강상판의 교면 형상을 등가판(Equivalent Plate)로 변화하여 교면포 장을 해석하기 때문에 교면 형상에 따른 국부적인 변형 및 응력 발생에 대한 거동을 분석하기가 어려운 실정이 다(이현종, 2004).
강상판 교면포장은 최근 들어 교량의 사하중을 절감하 기 위하여 박층 포장을 적용하려는 연구가 상당히 진행 되고 있다. 국내의 경우 이순신 대교는 에폭시 아스팔트 포장 50mm를 적용하여 시공을 완료하였으며, 시공 실 적이 많지는 않지만 미국과 유럽에서는 에폭시계의 수 지를 사용하거나 폴리머 계열의 수지를 사용하여 10mm 이하의 박층 포장이 시공되고 있다(김대영, 2010). 박층 교면포장을 강상판에 적용하게 되면 기존 80mm의 교면 포장보다 높은 횡방향 인장변형률이 발생하여 피로균열 에 따른 교면포장의 수명이 감소하여 파손이 조기에 발 생하게 된다. 교면포장의 종류와 두께변화에 따라 발생 하는 횡방향 변형률을 파악하기 위해서는 실제 강상판 교량에 적용된 교면포장에 대하여 거동을 실측하는 게 가장 좋은 방법이다. 그러나 다양한 교면포장 및 두께 변화에 따른 거동특성을 실측하는 것은 현실적으로 불 가능하며, 특히 새로운 교면포장 시스템을 개발하고 포 장의 거동을 파악하기는 더욱 어려운 실정이다.
본 연구에서는 이러한 문제점을 해결하기 위하여 강 상판 교면포장 시스템을 3차원 유한요소해석을 통하여 교면포장의 거동을 예측하였으며 예측결과는 윤하중 시 험결과를 이용하여 검증하였다. 강상판 상부층은 Polymer Modified Stone Mastic Asphalt(PSMA)
포장을 적용하였으며 하부층은 매스틱 아스팔트포장인 PSMA/매스틱 아스팔트 교면포장을 사용하였다(길흥 배, 2001). 상부층의 PSMA 사용을 통하여 매스틱 아스 팔트포장의 단점인 소성변형에 대한 저항성을 향상시키 고자 하였다. 40m 두께의 PSMA/매스틱 교면포장 시 스템을 3차원으로 모델링하여 유한요소해석을 수행하 였으며 교면포장 지점별 인장변형률 및 강상판 처짐을 산정하였다. 유한요소해석 결과의 정확도를 평가하기 위하여 실물크기 강상판 교량과 교면포장 시스템을 제 작하여 실제 교통하중을 재하하여 다양한 위치에서 교 면포장의 거동을 측정하였다. 측정한 데이터를 이용하 여 강상판 교면포장 시스템에 대한 유한요소해석 결과 를 검증하였다.
2. 윤하중 시험
2.1. 강상판 및 교면포장 제작
본 연구에서는 윤하중 시험에 사용될 강상판을 제작 하였으며 슬래브는 길이 3.0m, 폭 3.5m, 두께 10mm의 강판을 사용하였다(Fig. 1(a)). 유리브(U-rib)는 길이 3.0m, 폭 0.3m, 높이 0.26m의 크기이고, 두께 8mm의 강판으로 제작하였고, 0.3m 간격으로 총 5개를 설치하 였다. 가로보(Crossbeam)는 14mm 두께의 강판을 폭 50cm의 저판에 용접 부착하였고, 2.5m 간격으로 2개 를 설치하였다. 가로보의 양 끝단은 일반적으로 종방향 거더(Girder)와 연결되어 있으나 이를 현실적으로 묘사 하기가 어려워 50cm(가로)×53cm(세로)×1.4cm(두께) 의 강판을 가로보 측면에 부착하여 제작하였다. 강상판 교면위에는 매스틱 아스팔트 혼합물과의 부착성능을 우 수하게 하기 위하여 매스틱용 택코팅제(멀티코트B)를 0.4L/㎡를 도포하였다.
제작이 완료된 시험용 강상판을 아스팔트 생산 플랜 트 인근 부지에 매설하여 혼합물을 포설하였다(Fig.
1(b)). 매스틱 아스팔트포장의 경우 불투수성과 우수한
부착력으로 방수층을 제외하는 경우도 있어 본 연구에
서도 방수층을 제외하였다(건설교통부, 2007). 매설된
강상판 교면에 매스틱 아스팔트 혼합물을 포설하기 위
하여 플랜트에서 200℃로 생산한 매스틱 아스팔트 혼
합물을 쿠커(Cooker)장비를 사용하여 혼합물의 포설온
도인 240℃에 도달하도록 가열하였다. 쿠커장비에서
배출된 매스틱 아스팔트 혼합물은 스크리드 장비를 사
용하여 강상판 위에 20mm를 포설하였으며, 상부층에
PSMA 혼합물을 180~185℃에서 생산한 후 20mm 포
설하여 완료하였다.
2.2. 윤하중 시험 조건
윤하중 시험은 포장체의 교통하중에 의한 거동 및 장 기 공용성을 평가하기 위한 시험으로 본 연구에서는 포 장가속시험 중 강상판과 교면포장에서 발생하는 초기 거 동 및 시간에 따른 거동 변화를 측정하였다(Fig. 2(a)).
Fig. 2(b)와 같이 강상판 하부 유리브 중간지점에 LVDT(Linear variable differential transformer)를 설치하여 하중재하에 의한 강상판 수직변위(처짐)을 측 정하였다. 교면포장 표면에서는 인장변형률이 가장 크게 발생하는 유리브 지점 포장상부에 변형률계(Strain gauge)를 부착하여 하중재하에 의한 인장변형률의 변화 를 측정하였다.
Table 1은 윤하중 시험에 적용된 하중조건, 계측방 식, 환경조건, 파괴기준을 나타내고 있다. 하중은 국내 도로에서 허용되는 최대 축하중인 10ton 중 한쪽 바퀴 에 작용하는 5ton을 사용하였으며 일반 트럭에 사용되
는 듀얼 타이어를 사용하였다. 하중재하 위치는 교면포 장에 인장변형률이 최대로 발생할 수 있도록 듀얼 타이 어 사이가 U-rib 지점부에 위치하도록 하여야 하나 시 험여건 상 100mm 이동하여 재하하였다. 하중은 왕복 재하로 이동속도는 17km/h였다. 시험온도는 실내 피로 시험과 마찬가지로 20℃에서 실시하는 게 바람직하나, 포장가속시험기가 설치된 실험실 여건상 대기온도인 10~15℃의 범위 내에서 시험을 실시하였다.
(a) Bridge Deck
(b) Pavement Placement
Fig. 1 Manufacturing the Birdge Deck Pavement for Wheel Load Testing
(a) Wheel Load Tester
(b) Loading and Measurement
Fig. 2 Wheel Load Testing
Table 1. Specification and Condition of Wheel Load Testing
Descriptions
Loading Condition
Applied Load : 5ton (= Axle Load 10ton×1/2)
Tire Type : Dual Speed : 17km/h
Measurement
Deflection in the Bridge Deck : LVDT Tensile Strain on Top of Pavement
: Strain Gauge Failure Criteria 10% of Fatigue Cracking
Temperature 10~15℃
3. 유한요소모델 구축 3.1. 모델링구성 및 경계조건
윤하중 시험에 적용된 강상판과 강상판 교면포장을 상용 프로그램인 MIDAS 해석프로그램을 사용하여 모 델링하였다. 강상판 교면은 Fig. 3과 같이 윤하중 시험 용 강상판과 동일하게 묘사하였다. 가로보와 유리브, 강 상판 교면은 판(Plate)요소로 구성하였으며, 교면포장 은 깊이별 변화에 따른 거동의 특성을 파악할 수 있는 입체(Solid)요소로 모델링 하였다. 강상판에 사용된 강 재는 압연강재 SM570로 유한요소해석의 재료물성으로 탄성계수 210GPa, 포아송비는 0.3으로 적용하였다. 교 면포장의 단면은 Table 2에서 처럼 PSMA/Mastic 아 스팔트포장 40mm로, 상부층은 PSMA 20mm, 하부층 은 매스틱 아스팔트 20mm를 적용하였다.
윤하중 시험 시 강상판 고정지점은 볼트로 고정하기 때 문에 변위와 회전에 대한 자유도를 구속하는 경계조건을
사용하여 구현하였다. 하부층의 매스틱 아스팔트포장은 부착력이 우수하고 불투수성으로 시공 시 방수층을 사용 하지 않았기 때문에 강상판과 교면포장의 부착상태는 하 나의 절점을 공유하는 완전부착 상태로 모델링 하였다.
3.2. 하중조건
본 해석모델에 사용한 하중은 듀얼 타이어 모델을 이 용하여 구현하였다. 듀얼 타이어에 적용된 축 하중 (Single axle load)은 10톤이고, 각각의 타이어는 폭 220mm, 길이 220mm 크기의 등가 접지면적을 가진다.
하중은 강상판 포장에 가장 크게 변형이 발생하도록 가 로 방향으로는 유리브와 유리브 사이, 세로 방향으로는 가로보와 가로보 사이에 재하하여야 교면포장에 높은 인장변형률이 발생한다(Medani, 2006). 아스팔트포장 의 경우 점탄성 거동특성으로 인하여 이동 하중보다는 정적 하중에 의하여 더 큰 변형률이 발생하므로 정적 하 중을 사용하여 포장 해석을 실시하였다. 또한 강상판을 지지하고 있는 유리브로 인하여 강상판과 교면포장에는 이중 휨 거동을 나타나게 된다. 이러한 이중 휨 거동으 로 인하여 강상판과 교면포장에 정모멘트(Positive bending moment)와 부모멘트(Negative bending moment)가 발생하고 이로 인하여 인장변형률(또는 인
(a) a Part of the Steel Deck
(b) Overall
Fig. 3 Finite Element Modlling for Bridge Deck and Pavements
(a) Conventional Critical Location
(b) This Study Critical Location
Fig. 4 Critical Locations for Tensile Strain for Different Loading Condition
Type and Thickness Wearing Surface
+ Base Course
40mm
Wearing Surface PSMA, 20mm Base Course Mastic Asphalt, 20mm
Table 2. Type and Thickness of Bridge Deck
Pavement for FEM
장응력)이 발생된다. 예를 들어 Fig. 4(a)는 두께 40mm의 PSMA포장에 듀얼 타이어 하중으로 인하여 발생한 변형률 분포를 나타낸다. 여기서 파란색은 인장 변형률, 붉은색은 압축변형률을 나타낸다. 이중 휨 거동 으로 인하여 두 타이어 하중재하 위치에서는 정모멘트, 두 타이어 사이와 바깥쪽에는 부모멘트가 발생하였다.
이 중에서 2번과 3번 위치에서 인장변형률이 상대적으 로 가장 크게 발생하였다. 이러한 경향은 본 연구과 유 사한 강상판 교면포장을 대상으로 유한요소해석을 수행 한 기존연구(Medani, 2006) 결과와 동일하다. 그러나 본 시험에서는 하중의 위치를 100mm 이동하기 때문에 Fig. 4(b)와 같이 교면포장에 최대 인장변형률은 5번에 서 발생하였다. 교면포장의 공용수명은 일반적으로 최 대 인장변형률에 반비례하므로 인장변형률이 가장 크게 발생한 5번 위치가 가장 취약한 지점이라고 할 수 있다.
따라서 본 연구에서는 강상판과 교면포장의 거동을 2번 지점에서는 강상판의 수직변위를 측정하고, 5번 지점에 서 교면포장의 인장변형률을 비교하였다.
3.3. 수치해석 물성
강상판 교면포장에는 폴리머 콘크리트포장 및 개질아 스팔트포장, 에폭시포장, Guss 또는 Mastic포장 등 다 양한 포장체가 사용되고 있다(Hicks. 2000). 이러한 다 양한 포장체의 형식 및 두께에 따른 포장체 및 강상판 거동특성이 달라지기 때문에 이를 해석하는 것은 아주 중요하다. 이러한 거동특성을 정확하게 해석하기 위하 여 실제 발생하는 거동과 해석에서 산정된 결과를 비교 하는 것은 중요하다. 교면포장에 사용된 재료의 특성을 포장구조해석에 반영하기 위하여 입력변수로 탄성계수 와 포아송비를 사용하였다. 점탄성거동을 나타내는 재 료의 경우 탄성계수는 온도와 주파수에 따라서 변화의 폭이 크므로 Fig. 5의 마스터 곡선(Master curve)으로 부터 해당 온도와 주파수에 따른 동탄성계수 값을 선택 하여 해석에 적용하였다. 본 해석에서는 기존의 연구(한 수도로산업, 2010)에서 제시한 마스터 곡선과 2002 AASHTO Design Guide에 제시되어 있는 탄성계수 추정 공식을 이용하여 윤하중 시험속도 17km/h와 유사 한 3Hz, 시험 시 평균온도인 12.5℃(10~15℃)에서의 탄성계수를 Table 3에 제시하였다. PSMA 포장의 경우 동일 조건에서 탄성계수가 5,400MPa 계산되었다. 그 러나 시공 시 다짐조건을 고려하여 목표공극률의 80%
수준으로 가정하여 탄성계수도 80% 수준인 4,300MPa 을 적용하였다.
4. 결과 비교 분석
윤하중 시험을 통한 강상판 처짐 및 교면포장 횡방향 인장변형률에 대한 실측값과 3D 유한요소해석에서 산 정된 결과값을 비교하였다. Fig. 6은 강상판의 처짐을 측정하기 위한 LVDT 위치와 교면포장에 발생하는 인 장변형률을 측정하기 위한 변형률 게이지의 위치이다.
듀얼 타이어 하중에 의해 강상판의 처짐이 가장 크게 발 생하는 유리브 내부에 LVDT를 설치하였으며, 교면포 장에 가장 큰 인장변형률이 발생하는 듀얼 타이어 외측 5번 지점에 변형률 게이지를 설치하여 측정하였다.
Fig. 7(a)는 윤하중 시험에서 하중재하 시간 20,000 회에 강상판 교면에 발생하는 처짐을 LVDT로 계측한 Fig. 5 Dynamic Modulus Master Curve for Mastic
Asphalt and PSMA(20℃)
Table 3. Material Properties used in the Finite Element Analysis(12.5℃)
Type Dynamic Modulus (MPa) Poisson’s Ratio
PSMA 4,300 0.3
Mastic Asphalt 9,400 0.3
Fig. 6 Sensor Locations for Measuring the Behavior
of Bridge Deck Pavement
결과이며, Fig. 7(b)는 교면포장 상부의 변형률 게이지 에 의해 측정된 인장변형률( )를 나타낸 결과이다.
4.1. 강상판 처짐량 비교 분석
하중에 의한 최대 강상판의 처짐을 계산하기 위하여 하중을 재하하기 전 약 30초간 데이터로그(Datalogger) 를 사용하여 초기값을 저장하였으며, 하중재하 후 0.05 초 간격으로 처짐량을 저장하여 초기값과 하중에 의한 측정된 처짐량의 차이로 최종 강상판 처짐을 확인하였 다. 또한 하중재하횟수가 증가함에 따라 강상판에 발생 하는 누적 처짐량을 분석하여 하중에 의해 발생되는 하 버사인의 최대값과 최소값의 차이로 경향을 확인하였 다. Fig. 8(a)에 나타난 바와 같이 하중재하횟수가 증 가할수록 처짐량이 증가하였으나 그 차이가 크지 않기 때문에 강상판의 누적 처짐량에 의해 교면포장에 작용 하는 영향은 미미할 것으로 판단되었다. 이러한 이유로 대표적으로 하중재하횟수 20,000회에서의 데이터를 분석한 결과 하중재하 전 초기 변위는 0.52mm로, 5ton의 하중에 의해 강상판에 발생한 최대 수직변위는
-0.27mm가 측정되어 강상판 교면의 최대 수직변위는 총 -0.79cm가 계산되었다. 반면 유한요소해석에서는 동일한 조건에서 수직변위가 -0.71cm로 산정되어 실제 수직변위보다 약 10% 작게 해석되었다(Fig. 8(b)). 비 록 0.08cm의 오차가 발생하였지만 그 차이가 미미하기 때문에 해석결과와 실측치가 매우 유사한 것으로 판단 된다.
4.2. 강상판 교면포장 인장 변형률 비교 분석 교면포장의 횡방향 인장변형률을 알아보기 위하여 Fig. 6에서처럼 듀얼 타이어 바깥쪽에 변형률 게이지를 설치하여 계측하였다. 윤하중 시험의 실측 방식은 강상 판 처짐량 분석과 동일한 방법으로 측정하였다. 재하하 중횟수가 증가함에 따라 포장 표면에 발생하는 누적 인 장 변형률을 분석한 결과 Fig. 9(a)와 같이 하중재화횟 수가 증가함에 따라 누적 변형률은 감소하였으나 그 차 이는 미미하였다. 강상판 처짐량 비교와 동일하게 대표 적으로 20,000회에서의 포장 인장변형률을 비교하였다 (Fig. 9(b)). 그 결과 실측에서 교면포장에 발생한 최대 인장변형률은 361 로 유한요소해석에서 산정된 365 와 아주 유사한 결과를 도출하였다.
(a) Change of Deflection in the Bridge Deck with Elapsed Time
Fig. 7 Change of Behavior of Bridge Deck Pavement with Elapsed Time
(b) Change of Tensile Strain on Top ofPavemetn with Elapsed Time
(a) Cumulative Deflection with Number of Load Repetitions
Fig. 8 Comparison of Deflection in the Bridge Deck
(b) Comparison of Predicted and MeasuredDeflection Values
5. 결론
본 연구는 강상판 교면포장에 국부적으로 발생하는 횡 방향 균열을 유발하는 최대 인장변형률을 예측하기 위한 유한요소해석 모델링을 검증하는데 목적이 있다. 이를 위하여 강상판을 제작하고 윤하중 시험을 통한 계측 결 과와 동일한 형상을 모델링하여 유한요소 해석결과를 비 교하였다. 그 결과 간략하게 정리하면 다음과 같다.
1. 강상판 교면에 발생하는 수직변위(처짐량) 및 교면포 장에 발생하는 인장변형률을 계측하기 위하여 폭 3.5m, 길이 3m의 강상판을 제작하였으며, 교면포장 으로는 PSMA/매스틱 아스팔트포장을 40mm 적용하 여 윤하중 시험을 수행하였다. 그 결과 윤하중 5ton에 대하여 계측된 강상판의 최대 수직변위는 -0.79cm로 측정되었으며, 교면포장에 발생하는 인장변형률은 361 이 발생하였다.
2. 윤하중 시험에서 계측된 수치와 비교하기 위하여 동 일한 조건에서의 강상판 교면포장 모델링을 수행하 였다. 강상판의 탄성계수는 210GPa를 적용하였으
며, 교면포장의 탄성계수는 윤하중 시험 속도인 3Hz 와 시험평균 온도인 12.5℃에서의 탄성계수를 구하 였다. PSMA 포장은 다짐온도가 불충분하여 계산된 탄성계수의 80%를 적용하였다. 해석결과 강상판 교 면의 수직변위는 -0.71mm, 교면포장의 인장변형률 은 365 로 산정되었다.
3. 윤하중 시험에서 계측한 결과와 해석결과를 비교하였 다. 강상판 처짐에 대한 비교결과 계측치보다 해석결 과가 약 10% 작게 해석되었으며, 교면포장의 인장변 형률은 약 2% 내외 크게 해석되었다. 이러한 결과로 부터 해석 모델링에 대한 검증은 완료하였으며, 다양 한 교면포장의 물성을 적용하여도 교면포장의 인장변 형률을 예측하는데 문제가 없을 것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구는 국가 R&D 과제인 ” 탄소중립형 도로 기술개발 “ 연구지원으로 수행되었으며, 이에 감사드립니다.
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( 접수일 : 2012. 12. 28 / 심사일 : 2013. 1. 3 / 심사완료일 : 2013. 1. 31 )
