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J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 17(6); 2017 > Article
일체식 무교대 슬래브교의 구조거동 합리성과 내하력 성능평가 연구

Abstract

In existing girder bridges and slab bridges, there are problems such as maintenance cost increase due to frequent breakage of expansion joints and durability reduction due to low moment redistribution structure. In order to overcome this problem, propose integral abutment bridge which is composed of the upper deck and the connecting slab integrally, and the finite element analysis and loading test results were compared. In experiment result, integral abutment bridge was the section stiffness is small but it is confirmed that the structural safety, ductility and flexibility are higher than existing bridges because the moment redistribution and the force transmission are surely performed.

요지

기존의 거더형식의 교량이나 슬래브 교량에서는 신축이음부의 빈번한 파손으로 인한 유지관리 비용증가, 모멘트 재분배가 불리한 구조로 인한 내구성 저하 등의 문제가 있다. 이러한 문제점을 극복하기 위해 상부 바닥판과 접속슬래브가 일체식이면서 상부구조와 격벽거더 및 교각을 강결한 무조인트 무교대의 고차부정정 일체식 구조계를 제안하고 구조적 성능을 유한요소해석과 재하실험을 통해 비교 검증하였다. 일체식 무교대 슬래브구조는 기존공법의 교량에 비해 단면강성은 작지만 접속슬래브와 본체 구조가 연속 강결된 다연속⋅ 프레임 구조계 형성과 상부구조의 경간과 단면강성의 균형으로 인하여 모멘트재분배와 힘전달이 확실하게 이루어져 기존교량에 비해 구조안전성, 연성 및 여용성이 높은 구조임을 확인하였다.

1. 서론

종래의 기존교량은 거더와 바닥판의 상부구조, 교대, 교각, 신축이음장치 및 상부반력 지지용 받침으로 구성되어 있다. 교량의 신축이음장치는 교량구성 요소 중에 파손이 빈번하고 주기적인 교체로 인한 유지관리 비용 증가의 주원인이 되고 있다.
받침은 우수 및 오물의 적체, 부식 등의 문제로 인한 작동 불능 등은 유지관리나 교량의 안전에 심각한 문제점을 야기 시키며, 국토해양부가 지정한 교량 4대 유지관리 요소에 포함될 정도로 유지관리측면에서 중요 요소이다. 이와 같이 신축이음장치 및 받침의 잦은 보수와 교체는 유지관리 비용의 증가와 더불어, 교통체증에 의한 교통 혼잡으로 인한 사회간접비용 증가 및 환경오염 문제 등을 초래하게 된다. 또한, 역T형 교대 구조는 매시브한 단면으로 인해 교량 전체 공사비를 크게 증가시킬 뿐 아니라, 토공 공사 범위가 증가하여 자연지반 손상에 의한 사면 붕괴의 우려와 주변 시설과의 근접시공에 의해 민원 야기와 더불어 공사비 증가의 주요 요인이 되게 된다.
이러한 문제점을 극복하기 위해 상부 바닥판과 접속슬래브가 일체식이면서 상부구조와 격벽거더 및 교각을 강결한 무조인트⋅무교대의 고차부정정 일체식 구조계를 제안하고 구조적 성능을 유한요소해석과 재하실험을 통해 비교 검증하였다.

2. 구조해석에 의한 거동특성 분석

2.1 메나지장치에 의한 접속슬래브 거동 분석

메나지장치에 직접 차량하중이 재하될 때의 메나지장치의 구조적 안전성을 분석하기 위해 FEM해석과 전단마찰이론으로 해석을 실시하였다. 국부 상세 해석 범위는 도로교설계기준의 연속판 윤하중 분포폭 범위를 고려하여 결정하였다. 상부 본체는 솔리드요소 (solid element)로, 메나지장치는 보 요소 (beam element)로 모델링하였으며, 이를 그림으로 나타내면 Figs. 23과 같다. 해석에 사용된 재료의 물성치는 Table 1과 같고, 구조해석의 수행은 범용구조해석 프로그램인 MIDAS/CIVIL 프로그램을 사용하였다.
Fig. 1
Overview of Existing Bridges
KOSHAM_17_06_313_fig_1.gif
Fig. 2
Upper Body - Solid Element
KOSHAM_17_06_313_fig_2.gif
Fig. 3
Menagi Hinge - Beam Element
KOSHAM_17_06_313_fig_3.gif
Table 1
Material Properties of Analysis
Upper body Menagi hinge reinforcement
Section 2.1×1.4 m D22
Material Concrete (fck=27 MPa) Steel (fy=300 MPa)
메나지장치에 발생하는 최대 응력을 알아보기 위하여 메나지장치 상단에 DB-24의 후륜하중의 2배에 해당하는 192kN을 집중하중으로 직접 재하하였으며, 그 결과는 Fig. 4에 나타내었다. 하중에 의한 메나지장치상에 발생하는 최대 발생응력은 3.2 MPa로서 메나지장치의 다웰철근 허용응력 140 MPa보다 매우 적어 안전성은 충분이 확보된 것이 입증되었다.
Fig. 4
Analysis Results of Menage Hinge Device
KOSHAM_17_06_313_fig_4.gif

2.2 세미리지드 말뚝의 거동 분석

상부구조의 낮은 거더—말뚝 접합부 상세 해석을 위한 해석 모델 영역 결정은 도로교 설계기준의 윤하중이 미치는 영향 범위를 고려하여 아래와 같이 정하였다.
(1)
E=1.2+0.06L(L은바닥판의지간)2.1m
윤하중이 미치는 범위는 2.1 m를 초과할 수 없도록 규정되어 있는 점을 감안하여 윤하중이 미치는 영향범위는 2.1 m이지만 거더-간격 중에 작은 값을 국부 상세 해석 범위를 결정하였다.
모델링 말뚝 길이는 지반-말뚝 상호작용에 따른 말뚝 변위도를 고려하여 변곡점을 구한 값과, 말뚝의 휨강성과 지지하는 지반 스프링 함수에 관계하는 등가 캔틸레버 방식(Abendroth et al., 1989)에 의하여 구한 결과 중 큰 값으로 정하는 것이 원칙이다.
등가 캔틸레버 방식에 의한 세미리지드말뚝 모델링 길이(le)는 세미리지드말뚝의 휨강성과 세미리지드말뚝을 지지하는 지반 재료 성질의 함수로써 Eq. (2)와 같다.
(2)
le=lw+EpIpKh4=0+40.0008103×2000001328=2.36m4
여기서,
kh = 691 × N0.406 = 691 × 50.406 = 1328ton/m3
lu: 지지되지 않은 부분의 말뚝 길이(흙속에 묻혀있을 경우 0)
Ep: 말뚝 재료의 탄성계수
Ip: 말뚝의 단면2차모멘트
Kh: 말뚝을 지지하는 지반의 수평지반반력계수
따라서 말뚝의 국부 상세 해석 범위는 Max(4.0,2.36) = 4.0 m로 결정하여 상세 해석모델을 작성하였으며, Fig. 5는 상부 본체, 교대부 및 말뚝 충전부는 솔리드 요소 (solid element)로, 말뚝 자체는 판 요소 (plate element)로 모델링한 것을 나타낸 것이며, 해석에 사용된 재료의 물성치는 Table 2와 같다.
Fig. 5
Upper Body - Solid Element
KOSHAM_17_06_313_fig_5.gif
Table 2
Material Properties of Upper Body
Upper body Abutment Filled concrete Steel pipe pile
Section 2.1×2.1 m 2.1×1.4 m φ484 φ508-12t
Material fck=35 MPa fck=35 MPa fck=24 MPa SM400
세미리지드말뚝의 거동을 반영하기 위하여 2-D해석에서 구한 말뚝머리 상부 반력을 모델링 양단에 재하 하여 본 연구대상 교량에 작용하는 모든 하중의 영향을 고려하였으며 그 적용 반력값은 Table 3과 같다. Fig. 6은 해석결과를 나타낸 것이다.
Table 3
Result of Analysis Upper Body
Allowable stress Working stress Safety rate Remarks
Semi-rigid pile top 140MPa 61.2MPa 2.288 Pmax=1731.9kN
68.6MPa 2.041 Mmax=354.4kN.m
Alternating girder concrete 14MPa 11.3MPa 1.239 Pmax=1628.9kN
12.6MPa 1.111 Mmax=576.7kN.m
Fig. 6
Analysis Result of Semi-rigid Pile
KOSHAM_17_06_313_fig_6.gif
Table 3에 보는 바와 같이 세미리지드말뚝 상단에서의 최대 발생응력은 각각의 하중조합의 경우 61.2 MPa, 68.6 MPa이 발생하여 허용응력 대비 안전율이 2.29 ~ 2.04로 상당한 여용력을 가지고 있는 것으로 판단되며, 교대 거더부 콘크리트의 압축응력은 각각 11.3 MPa, 12.6 MPa이 발생하여 허용응력 대비 안전율이 1.11 ~ 1.24로 구조물의 안전성을 확보하는데 문제가 없는 것으로 판단된다.

2.3 다연속 프레임 복합슬래브 구조의 특성분석

본 연구 교량의 복합슬래브와 다연속⋅프레임 구조 시스템의 합리성을 입증하기 위하여, 본 연구 교량과 대체 가능한 기존의 대표적 교량 형식인 조인트 합성거더교와 합성라멘교에 대한 구조 해석 결과를 상호 비교 분석하였다.
교량 형식에 대한 거동 특성 분석에 사용된 경간 제원은 본체구간이 2경간 연속인 경간 30.0 m로 하였으며 상기 교량별 단면도와 모델링도는 Figs. 7 ~ 9에 나타내었다.
Fig. 7
Multi-continuous Frame Composite Slab Bridge Modeling
KOSHAM_17_06_313_fig_7.gif
Fig. 8
Existing PSC Composite Girder Bridge Modeling
KOSHAM_17_06_313_fig_8.gif
Fig. 9
Existing Rammen Bridge Modeling
KOSHAM_17_06_313_fig_9.gif
해석 모델링상에 큰 특징은, 본 연구 교량은 접속슬래브와 상부구조와 하부구조가 강결 일체 구조와 측경간이 지반에 직접 지지되는 시스템을 갖는 다연속 구조계이면서, 교량 시종점부의 말뚝이 지반과 직접 지지되는 구조시스템과 교각은 강결로 이루어져 다프레임 구조시스템을 구성하는 특징을 갖는다.
반면, 기존 교량 PSC합성 거더교는 구조 완성전 까지는 단순지지하다가, 완공후는 바닥판이 연속화되면서 교각에 2개의 받침으로 지지하는 부분연속 구조시스템으로 구성됨을 특징으로 하고 있고, 기존의 합성라멘교는 교량 시종점부거 매시브한 교대가 강결된 라아멘 구조 시스템을 특징으로 하고 있다.
하중조합은 도로교 설계기준에 의거 적용하였으며, 작용하중은 고정하중과 활하중과 토압등의 상시하중(LC1) 중심으로, 고정하중이 작용하는 경우(LC2), 활하중만 작용하는 경우(LC3), 온도변화만 작용하는 경우(LC4) 조건별로 해석하고 비교 하였다. 기존 PSC합성 거더교는 그 특성상 경간의 중앙부와 교각의 지점부에 발생되는 휨모멘트에 대하여 비교 분석을 주로 하였다.
Tables 4 ~ 6은 각각 대상 교량의 해석결과를 하중조합별로 정리한 것이다.
Table 4
Analysis Results of Multi-continuous Frame Composite Slab Bridges
Load combination Abutment Support (kN·m) Span Center (kN·m) Pier Support (kN·m) Deflection (mm)
Horizontal vertical
Max. load -4388.3 1568.1 -5802.3 11.68 38.73
Dead load -2412.2 840.8 -3658.9 0.0 21.39
Live load -1508.1 746.3 -1608.0 1.4 16.48
Tem. -441.5 390.9 -340.2 9.7 0.00
Table 5
Analysis Result of Existing PSC Composite Girder Bridge
Load combination Abutment Support (kN·m) Span Center (kN·m) Pier Support (kN·m) Deflection (mm)
Horizontal vertical
Max. load - 7046.6 -4130.3 Stretching 45.00
Dead load - 4652.5 -742.8 Stretching 36.40
Live load - 2394.1 -2035.8 Stretching 8.60
Table 6
Analysis Result of Existing Synthetic Ramen Bridge
Load combination Abutment Support (kN·m) Span Center (kN·m) Pier Support (kN·m) Deflection (mm)
Horizontal vertical
Max. load -4616.6 1643.3 -6461.4 12.41 48.97
Dead load -2239.6 905.8 -3727.1 0.00 22.68
Live load -1341.2 762.3 -1632.0 0.10 16.79
Tem. -685.4 419.0 -1010.5 10.55 0.00
Fig. 10은 비교 대상 교량에 대하여 각 하중조합에 의해 측경간 중앙부에서 발생하는 휨모멘트를 나타낸 것이며, Fig. 11은 처짐을 나타낸 것이다.
Fig. 10
Bending Moment
KOSHAM_17_06_313_fig_10.gif
Fig. 11
Deflection
KOSHAM_17_06_313_fig_11.gif
연구 대상 교량의 발생 휨모멘트는 기존 라멘교의 휨모멘트에 비하여 약 95% 수준으로 낮게 나타났으며, 기존 PSC 합성형 거더교에 비해서는 상당히 낮게 나타난다. 이는 PSC 합성형 거더교의 구조 모델링이 단순보이고 바닥판만 연속화에 따른 결과이다. 또한 중앙부의 처짐도 기존 교량에 비하여 86% 및 80% 낮게 나타내는 것은 기존교량에 비해 단면 강성이 적지만 접속슬래브와 본체구조가 연속 강결에 따라 모멘트 재분배와 하중 전달이 확실하게 이루어진다는 결과로 판단됨에 따라 타 교량 형식에 비해 구조안정성 및 연성이 높은 구조임을 입증되었다.
그리고 기존 합성라멘교 교대 벽체 강성이 본 연구 교량의 강성보다 수십배 큰데 비해 중앙부 모멘트와 처짐이 본 연구 교량에 비해 크게 나오는 것은 길이와 높이의 비 차이와 비연속에 따른 결과로 판단된다.
교대 지점부와 교각 지점부의 휨모멘트는 본 연구 대상 교량이 기존 합성라멘교에 비하여 약 95%와 90% 수준으로 적게 나타났다. 이는 다연속 다프레임 일체식 교량의 교대 형식이 단주형 강관세미리지드 말뚝 형식으로 그 축방향 강성이 일반 라멘교 교대의 강성보다 상대적으로 작아 회전각이 축소되고 다연속에 의해 모멘트 재분배와 온도변화 영향이 작기 때문인 것으로 판단된다.

3. 재하시험과 구조해석 결과의 비교

3.1 대상교량

연구 대상 교량의 제원은 Table 7Fig. 12와 같다.
Table 7
Specification
Specification (m)
Length 12.0 + 31.0 + 12.0 = 55.0
width 29.0
Construction method Crane construction method
Fig. 12
Configuration of Integral Abutment Bridge
KOSHAM_17_06_313_fig_12.gif

3.2 구조해석 모델링 및 하중

정적, 동적 재하하중에 따른 실계측치와 비교 검토하기 위하여 유한요소해석 프로그램을 통한 구조해석을 실시하였다. 해석 프로그램으로는 범용구조해석 프로그램인 SAP2000를 사용하였고 모델링은 Fig. 13과 같다
Fig. 13
Modeling for Analysis
KOSHAM_17_06_313_fig_13.gif

3.3 재하하중

재하실험은 정적 시험과 동적 시험을 각각 수행하였으며, 정적재하 위치는 Table 8과 같다.
Table 8
Static Load Case
Load position Analysis load position
Flexural load (Span central rear loading)
SLC1 Load the rear wheel in the middle of the center span KOSHAM_17_06_313_fig_14.gif KOSHAM_17_06_313_fig_15.gif
SLC2 Load the right vehicle left wheel on girder 6 KOSHAM_17_06_313_fig_16.gif KOSHAM_17_06_313_fig_17.gif
Flexural load (Load the rear wheel at 3/8 of the center span)
SLC3 Load the rear wheel in the middle of the center span KOSHAM_17_06_313_fig_18.gif KOSHAM_17_06_313_fig_19.gif
SLC4 Load the right vehicle left wheel on girder 6 KOSHAM_17_06_313_fig_20.gif KOSHAM_17_06_313_fig_21.gif
Flexural load (Load the rear wheel on the hinge device in the connecting slab)
SLC5 Load the rear wheel in the middle of the center span KOSHAM_17_06_313_fig_22.gif KOSHAM_17_06_313_fig_23.gif
SLC6 Load the right vehicle left wheel on girder 6 KOSHAM_17_06_313_fig_24.gif KOSHAM_17_06_313_fig_25.gif
Shear load (Place the rear wheel at a distance of 0.65m from the end of the supporting point)
SLC7 Load the rear wheel in the middle of the center span KOSHAM_17_06_313_fig_26.gif KOSHAM_17_06_313_fig_27.gif
SLC8 Load the right vehicle left wheel on girder 6 KOSHAM_17_06_313_fig_28.gif KOSHAM_17_06_313_fig_29.gif
동적 재하차량의 주행위치는 Fig. 14와 같으며, 주행속도별 하중 CASE는 Table 9와 같다.
Fig. 14
Dynamic Load Test Driving Position
KOSHAM_17_06_313_fig_30.gif
Table 9
Moving Load Case
Speed Driving direction
LC-1 5 km/hr End point → Start point
LC-2 10 km/hr End point → Start point
LC-3 20 km/hr End point → Start point
LC-4 30 km/hr End point → Start point
LC-5 40 km/hr End point → Start point

3.4 재하시험의 결과 분석

3.4.1 동적 처짐 측정 결과

교량의 동적 재하시험 결과 얻어진 주행속도별 동적처짐의 측정결과를 정리하면 Table 10과 같으며, 측정된 동적응답 곡선은 Fig. 15에 나타내었다.
Table 10
Measurement Result of Deflection
Girder Max. dynamic deflection (mm)
5 km/hr 10 km/hr 20 km/hr 30 km/hr 40 km/hr
G1 -0.792 -0.875 -1.154 -0.938 -0.970
G4 -1.584 -1.649 -1.784 -1.689 -1.771
G6 -1.663 -1.726 -1.853 -1.703 -1.856
Fig. 15
Deflection by Velocity
KOSHAM_17_06_313_fig_31.gif

3.4.2 충격계수 산정

충격계수 산정시 각 속도별 동적응답을 1 Hz이하의 Low pass filter로 필터링하여 의사정적 응답곡선을 구하고 필터링 전후의 값을 이용하여 각 속도별 충격계수를 구하는 방법을 사용하였다.
산정방법은 동적주행 시험의 각 속도별의 동적응답 곡선을 Low pass filter에 의해서 필터링한 최대정적응답(Max. static deflection) 곡선을 기준으로 계측 최대동적응답치 (Max. dynamic deflection)와 비교하여 실측충격계수를 산정하였다.
교량의 동적재하시험 결과, 40 km/hr 주행시 실측 충격계수가 변위에서 0.158로, 충격의 영향이 가장 큰 것으로 측정되었으며, 이는 설계기준에 의한 이론 충격계수에 0.211보다 적게 평가 되었다. 참고로 실측충격계수 값의 신뢰성을 높이기 위해 차량 주행위치에 있는 Girder 4, 6 측 센서중 응답비가 큰 정모멘트부의 계측치를 이용하였다.
속도별 충격계수는 Table 11에 나타내었다.
Table 11
Measurement Result of Deflection / Impact Factor
CASE Girder 4 (LVDT 2) Girder 6 (LVDT3)
LC-1
5 km/h
Ddyn -1.584 -1.663
Dsta -1.562 -1.648
Impact Factor 0.014 0.009
LC-2
10 km/h
Ddyn -1.649 -1.726
Dsta -1.575 -1.647
Impact Factor 0.047 0.048
LC-3
20 km/h
Ddyn -1.784 -1.853
Dsta -1.593 -1.631
Impact Factor 0.120 0.136
LC-4
30 km/h
Ddyn -1.689 -1.703
Dsta -1.570 -1.609
Impact Factor 0.075 0.059
LC-5
40 km/h
Ddyn -1.771 -1.856
Dsta -1.565 -1.603
Impact Factor 0.132 0.158

3.4.3 정적 처짐 측정 결과

Table 12는 재하시험을 통하여 얻은 재하 경우별로 경간 중앙부의 처짐과 이에 대응하는 지점에서의 구조 해석에 의한 처짐값과 두 결과의 처짐비인 응답비를 나타낸 것이다.
Table 12
Response to Deflection
Load Case Location Measurement deflection (mm) Interpretation deflection (mm) Response rate
SLC1 G1 -1.70 -2.61 1.535
G4 -3.05 -5.67 1.859
G6 -3.42 -5.76 1.684
SLC2 G1 -1.43 -2.29 1.601
G4 -2.75 -5.07 1.844
G6 -3.55 -6.10 1.718
SLC3 G1 -1.30 -2.09 1.608
G4 -1.95 -3.75 1.923
G6 -1.90 -3.67 1.932
SLC4 G1 -1.16 -1.85 1.595
G4 -1.75 -3.45 1.971
G6 -1.95 -3.88 1.990
SLC5 G1 0.50 0.60 1.200
G4 0.43 0.55 1.279
G6 0.38 0.50 1.316
SLC6 G1 0.45 0.55 1.222
G4 0.40 0.54 1.350
G6 0.33 0.51 1.545
SLC7 G1 -0.20 -0.36 1.800
G4 -0.20 -0.57 2.850
G6 -0.20 -0.53 2.650
SLC8 G1 -0.15 -0.32 2.133
G4 -0.20 -0.54 2.700
G6 -0.18 -0.56 3.111
Table 13
Load Carrying Capacity by W.S.D
Classification Rating Facto(RF) Basic load carrying capacity Response correction coefficient Common load carrying capacity
Center G4 1.182 DB-28 2.563 DB-71
G6 1.182 DB-28 1.757 DB-49
Support G4 6.855 DB-164 - -
G6 6.855 DB-164 2.061 DB-338
Table 14
Load Carrying Capacity by U.S.D
Classification Rating Facto (RF) Basic load carrying capacity Response correction coefficient Common load carrying capacity
Center G4 1.195 DB-28 2.563 DB-71
G6 1.195 DB-28 1.757 DB-49
Support G4 5.778 DB-138 - -
G6 5.778 DB-138 2.061 DB-284
구조해석 결과의 처짐과 계측 처짐비인 응답비를 살펴보면, 경간 중앙부에 재하된 SLC1과 SLC2의 응답비는 평균 1.707이고, 경간 3/8 위치에 재하된 SLC3과 SLC4의 응답비는 평균 1.837이며, 교량 시점부인 지점부에 재하된 SLC7과 SLC8의 응답비는 평균 2.540으로서, 충분히 내하력을 확보한 것으로 분석되었다.
접속슬래브 메나지장치에 재하된 SLC5과 SLC6의 응답비는 평균 1.319이나, SLC5과 SLC6의 응답비 결과가 접속슬래브를 지반에 지지되는 지반-구조물 상호작용 관계의 지반 스프링 상수에 따라, 처짐 값 변화가 커지고, 처짐값이 적기 때문에 신뢰성이 적은 것으로 판단되어 내하력 평가에서 제외하였다.

3.4.4 내하력 평가

연구 교량이 보유하고 있는 실제의 내하력 및 안전률을 평가하기 위하여, 앞에서 평가한 응답비와 실시설계 구조계산 결과에 의거하여 내하력 평가를 실시하였다.
응답비는 G6 거더를 중심으로 평가하였으며, 재하된 LC5과 LC6의 응답비는 접속슬래브가 SSI 관계 거동에 따라 처짐값이 미소하여 신뢰성 결여로 평가에서 제외하였다.
내하력 평가의 방법은 시대의 흐름에 따른 구조물의 설계 개념에 따라 변화하는데, 한계상태 설계 개념의 보편화에 따라 교량의 내하력 평가도 한계상태 내하력에 기초를 둔 확률적 신뢰성 방법에 의한 분석 평가가 바람직하지만, 아직도 재래적인 방법이 보편적으로 사용되고 있는 실정이다. 따라서 이 장에서는 허용응력설계법에 의한 내하력 산정과 강도설계법에 의한 내하력 산정을 수행하여, 평가된 결과 중 가장 작은 값을 공용내하력으로 하였다.
내하력 평가는 강재 거더로 하고, 평가에 사용된 거더는 내측거더인 G4와 G6중심으로 하였다. 외측거더 G1은 보도부에 속하여 덤프트럭이 재하되지 않기 때문이다
허용응력설계법에 의한 내하력 평가는 기본내하력을 산정한 후 응답보정계수를 고려하여 공용내하력을 결정하였다. 노면상태, 교통상태 및 기타조건에 따른 보정계수는 시험 교량이 신설교량으로 1.0으로 하였다.
연구대상 교량에 대한 구조해석 및 재하시험 결과를 이용한 공용내하력은 산출된 값중 가장 작은 값인 DB-49로 할 경우도 DB24와 DL24이상으로 평가됨으로 구조안전성이나 사용성에 문제가 없는 것으로 분석되었다.

4. 결론

본 연구 대상 교량의 구조적 거동 특성의 합리성과 구조 안전성 및 사용성을 확인하기 위해 거동에 영향을 미치는 매개변수를 변화시켜 해석을 수행하였고 현장 재해실험을 수행하여 이론해석 결과와 비교 연구를 수행하였다. 본 연구를 통해 얻은 결과를 요약하면 다음과 같다.
  • (1) 교량 시⋅종점부 구조의 강성을 변화시켜서 구조해석 결과, 본 연구가 추구하고 있는 세미리지드말뚝으로 지지하는 경우가 기존 라멘교나 PSC합성거더교(지간과 높이의 비와 강성의 불균형 및 불연속 구조) 보다도 정모멘트와 처짐이 적게 발생 되었다. 본 연구 교량의 구조 안전성과 모멘트 재분배의 우수성을 확인할 수 있었으며, 세미리지드말뚝 응력집중부에 대해 FEM해석 결과 최대 재하하중 상황에서도 약 2.2배 이상의 안전율을 갖고 있었다.

  • (2) 응답비 분석 결과, 처짐에 대한 응답비가 평균 1.71에서 2.54를 나타내고 있고, 응력에 의한 응답비는 평균 1.42에서 2.34를 나타내고 있으며, 동적실험을 통해 얻은 속도별 최대 응답치로 평가된 충격계수 0.165은 이론값 0.212보다 작게 나타내어, 본 연구 교량의 구조 안전성및 교량 강성은 충분히 확보 된 것으로 평가되었다.

  • (3) 응답비와 충격치에 의해 평가한 결과 최소 DB-49 이상의 내하력이 확인되었으며, 설계기준의 1등교 내하력보다 높게 확보되었다. 이를 통해 본 연구 교량이 횡분배가 적정하게 이루어져 복합거더 단면의 적합성과 부재 요소 배치의 적정성, 안전성과 사용성 등이 충분한 것으로 판단되었다

따라서, 일체식 무교대 슬래브구조는 기존공법의 교량에 비해 단면강성은 작지만 접속슬래브와 본체 구조가 연속 강결된 다연속⋅프레임 구조계 형성과 상부구조의 경간과 단면강성의 균형으로 인하여 모멘트재분배와 힘전달이 확실하게 이루어져 기존교량에 비해 구조안전성, 연성 및 여용성이 높은 구조임을 확인하였다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부 국토교통기술지역특성화사업의 연구비지원(17RDRP-B076268-04)에 의해 수행되었습니다.

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