1. 서론
최근 국내에서는 노후화된 자갈궤도를 양호한 상태로 유지하기 위한 비용과 보수시간이 증가하고 있으며 빈번한 유지보수 작업으로 인해 열차의 운행지연, 승차감 저하 등 사회적인 손실이 발생하고 있다. 이러한 자갈궤도의 문제를 효과적으로 해결하기 위해서 급속경화궤도 기술이 개발되고 있다. 급속경화궤도 기술은 기존의 자갈궤도를 초속경 모르타르로 충진하여 콘크리트 슬래브로 대체시키는 공법이다. 급속경화궤도 기술의 장점은 자갈궤도의 영업중지 시간인 4-5시간 내에 시공이 가능하고, 시공 후 열차운행 개시시간 이내에 허용하중 확보가 가능하다는 점이다.
급속경화궤도는 일본을 중심으로 연구가 시작되었으나 그 후 국내의 도시철도구간에서 포장궤도라는 이름으로 실용화에 성공하였다. Lee 등(2005)은 현장실차주행시험과 유한차분석해석을 수행하여 궤도 노반의 거동특성을 연구하였다. 해석과 현장시험 계측결과, 콘크리트궤도는 자갈궤도와 유사한 거동 특성을 보이는 것으로 분석하였다. Hagio와 Yasuhiro(2007)는 일본의 노후 선로에 대한 유지보수비용 절감, 최근 신간선의 보수 생력화, 내진성능향상을 목적으로 유지보수를 최소화하는 궤도를 개발하였다. Lee 등(2010)은 실물포장 궤도 제작하고 시공이음부에 가속실험을 진행하여 토공구간에서 시공되는 시공이음매부의 변형 특성에 대하여 연구하여, 하중 별 토압과 변위를 분석하고 시공이음부의 보강이 필요함을 파악하였다. Min 등(2014)은 급속경화궤도 표준단면에서 발생하는 응력특성을 유한요소해석을 통해서 검토하였다. 급속경화궤도 표준단면을 대상으로 인장응력 및 전단응력에 대한 안정성을 검토한 결과, 하중재하방향과 레일방향의 최대전단응력은 침목과 맞닿아있는 측면부에서 발생하였다.
Shin 등(1995)은 연약 지반상 철도시설에 Geogrid를 적용하는 연구를 수행하였다. 연약한 노상토와 쇄석보조기층 사이에 Geogrid를 설치하여 상호구속력에 인해 인장강도가 증가되는 것을 파악하였다. Kwon 등(2013)은 다웰연결재의 재료특성, 단면의 형상을 매개변수로 하여 다웰연결재가 설치된 플로팅 슬래브 궤도의 하중전달효율을 실험과 유한요소해석을 수행하여 분석하였다. 다웰연결재가 설치된 플로팅 슬래브는 하중전달효율이 90% 이상이며, 다웰바의 하중전달효율이 다웰플레이트의 하중전달효율보다 큰 것으로 분석되었다. 또한 GFRP 다웰연결재는 강재 다웰연결재 보다 하중전달효율이 적은 것으로 분석되었다.
급속경화궤도는 기존에 운행 중인 궤도를 생력화하는데 목표를 두고 제한된 열차 차단시간 내에 교체가 이루어져야 하며, 구조안전성과 콘크리트 궤도 수준의 유지관리성을 확보해야 한다. 철도궤도는 철도주행에 의해 발생하는 동적하중과 불규칙적인 주변 환경에 의해서 거동하는 복잡한 구조형태이다. 따라서 궤도의 특성을 구조해석으로만 판단하는 것 보다는 실제의 상황을 재현하여 실험적으로 분석하는 것이 효과적이다. 본 연구에서는 급속경화궤도 시공이음부에 대한 보강방안을 보다 효과적으로 파악하기 위해서 실물 궤도실험체를 제작하고 2가지의 연결부 보강방안을 대상으로 재하실험을 실시한다. 첫 번째 시공이음부는 Fig. 1의 Joint A와 같이 현재 도시철도 포장궤도에서 사용되는 합판을 이용하고 하부에는 시공성이 우수한 Geogrid를 설치한 방법이다. 두 번째 방법인 Joint B는 이음부를 시공과정에서 비교적 쉽게 적용가능한 슬래브간의 골재 맞물림으로 보강하고 하부에 Geogrid를 설치하는 방법이다. Joint A와 Joint B의 보강효과는 상대변위, 하중전달효율, 토압, Geogrid의 변형률을 측정하여 분석한다. 또한 기존 연구인 포장궤도 연결부(Joint C)와의 비교분석을 실시하여 최적의 보강방안을 도출하고자 한다.
2. 급속경화궤도 실물궤도 실험
급속경화궤도 실험체는 현장의 철도 노반상황을 모사하기 위해서 실물크기로 제작하고 실제 시공순서에 의해 제작하였다. 급속경화궤도 실험체의 제원은 2,800 mm×500 mm×3,000 mm(폭×높이×길이) Fig. 2는 실험체 제작과정이다. 첫 번째, 노반부설은 철도설계기준 노반편(2013)을 기준으로 깊이 4,000 mm의 노반을 부설한다. 토압계는 급속경화궤도 시공이음부의 25 cm하부에 각 4개씩 설치하였다. 두 번째, Geogrid는 시공이 음부하부에 길이 3 m의 Geogrid를 Fig. 2(b) 와 같이 급속경화궤도 연결부 하부에 설치하였다. 그 후 거푸집과 부직포는 실제 부설한 노반 상에 Fig. 2(c) 와 같이 설치하였다. 자갈은 한국철도표준규격(2015)에서 허용한 22.4~63 mm 도상자갈을 세척하여 도포한 후 소형 다짐기를 이용하여 다짐하였다. 침목은 다짐자갈 위에 270 mm 간격으로 설치하였다. 그 후 초속경 모르타르를 교반한 후 타설하고 레일을 체결하여 완성하였다.
본 논문에서는 정적 재하와 반복 재하에 따른 시공이음부의거동을 분석하기 위해 변위계, 토압계, 변형률계를 Fig. 3과같이 설치하였다. 변위계는 Joint A의 양방향 슬래브에 각각2개씩 설치하여 슬래브의 수직방향 처짐을 측정하였다. Joint B는 Joint A 실험과 동일한 위치에 4개의 변위계를 설치하였다. 토압계는 노반으로 전달되는 운행하중을 검토하기 위해서 Joint A와 Joint B에 4개씩 설치하였다. 변형률계는 Geogrid의 변형률 분석을 위해서 Joint A와 Joint B를 중심으로 250 mm 간격으로 각각 8개씩 부착하였다.
급속경화궤도 실물실험체는 1급선 설계하중을 표준으로 제작하였다. 설계 속도는 200 km/h이고 축하중은 220 kN이며 50 kg 레일을 기준으로 설계하였다. 재하 조건은 Table 1과같이 정적하중 실험과 반복하중 실험으로 구분하여 실시하였다. 하중 재하방법은 Fig. 4와 같이 프레임을 설치하여 레일에 동일한 하중을 가하였다. 정적하중 실험에서는 열차의 통과효과를 모사하기 위해 먼저 85 kN의 하중을 10회 가하고110 kN의 하중을 10회 재하하였다. 정적하중 실험에서는 슬래브 변위량, 노반 토압변화, Geogrid의 변형률을 측정하였다.
Table 1
Experimental procedure
| Classification | Number of cycle | Load (kN) | Frequency | Wave form |
|---|---|---|---|---|
| Static loading | 10 | 10~85 | 0.25Hz | SINE |
| 10 | 10~110 | |||
| Repeated loading | 1,000,000 | 10~143 | 4.00Hz | SINE |
반복하중 실험은 액츄에이터로 하중을 10 kN에서 143 kN까지 1,000,000회 반복하여 재하하였다. 반복하중 실험에서는 급속경화궤도 시공이음부의 변위, 토압, Geogrid의 변형률을 재하횟수에 따라 측정하였다. 먼저 실물실험체를 대상으로Joint A에 정적하중 실험과 반복하중실험을 실시한 후, Joint B에 정적하중 실험과 반복하중 실험을 실시하였다.
3. 실험결과
3.1 정적재하 실험결과
정적재하 실험은 앞서 언급한 바와 같이 85 kN 하중으로 10회 재하 한 후 하중을 110 kN으로 증가시켜 10회 실시하였다. 모든 결과 값은 좌측과 우측의 평균값을 적용하였다. Fig. 5는 정적재하실험에서의 하중재하 횟수에 따른 변위변화를 분석한 것이다. Loaded는 하중이 재하 된 슬래브의 변위이고 non-loaded는 하중이 재하되지 않은 이접한 슬래브의 변위를 의미한다. Joint A에서 하중이 재하된 슬래브의 최대 처짐은 85 kN 하중에서 0.38 mm, 110 kN 하중에서는 0.47 mm로 측정되었다. 한편, 시공이음부의 골재 맞물림이 적용된 Joint B에서 하중이 재하 된 슬래브의 최대 처짐은 85 kN 하중에서 0.24 mm, 110 kN 하중에서는 0.27 mm로 측정되었다. 최대처짐량은 Joint B가 Joint A에 비해 더 작은 것으로 나타난다. 또한, Joint B의 하중 재하측 슬래브와 비재하측 슬래브의 처짐량 차이가 더 작으므로 Joint B는 Joint A보다 보강효과가 우수하고 하중전달효율도 우수한 것으로 분석된다.
Fig. 6은 하중의 실험체 별 토압결과이다. Joint A에서 하중이 재하 된 슬래브의 최대 토압은 85 kN 하중에서 18.6 kN, 110 kN 하중에서는 23.8 kN으로 측정되었다. Joint B에서는 최대토압이 85 kN 하중에서 18.6 kN, 110 kN 하중에서는 22.7 kN으로 Joint A와 유사한 값을 보였다.
3.2 반복재하 실험결과
Fig. 7은 반복하중 횟수에 따른 하중재하측 슬래브의 누적변위 결과이다. 급속경화궤도 시공이음부는 10 kN에서 143 kN까지 하중이 반복되면서 지속적으로 변위가 증가하는 것을 확인할 수 있다. Joint A에서는 하중 1회 재하 시 하중재하측 슬래브 변위는 0.73 mm이고, 비재하측 슬래브의 변위는 0.19 mm이다. 반면, 최종 1,000,000회 재하 시 하중재하측 슬래브의 변위는 1.91 mm, 비재하측 슬래브의 변위은 0.68 mm로 약 3배 정도 증가하였다. Joint B에서는 하중 1회 재하 시하중재하측 슬래브 변위는 0.12 mm, 비재하측 슬래브 변위는 0.11 mm로 측정되었다. 그러나 최종 1,000,000회 재하에서는 재하측 슬래브의 변위가 0.82 mm, 비재하측 슬래브의 변위가0.79 mm로 증가하였다. 하중재하측 슬래브 변위는 최종반복하중에서 Joint B가 Joint A에 비해 2배 이상 작은 것으로 분석되었다. 반복하중재하 변위량은 100,000회까지 안정화 단계를 보이고 있고 그 이후에는 수렴하는 경향을 나타내고 있다. Joint A에서는 하중재하 측과 비재하측의 변위량 차이가 최종 1,000,000회 반복재하 시에 1.11 kN 발생하였다. 반면에 Joint B는 하중재하 측과 비재하측의 변위량 차이가 최종 1,000,000회 반복재하 시 0.03 mm로 차이가 거의 없으므로 시공 이음부의 골재 맞물림 보강효과로 인해 슬래브가 일체거동에 가까운 거동을 하는 것으로 분석된다.
본 연구에서는 추가로 실물실험과 포장궤도 시공이음부(Joint C)의 변위를 비교하였다. Joint C는 콘크리트 포장궤도(Lee, 2010)로 시공이음부가 합판으로 보강되어 있는 실험체이다. Joint A와 Joint C를 비교한 결과, 시공이음부의 변위는 Fig. 7과 같이 유사한 경향을 보인다. 하지만 골재 맞물림과 Geogrid로 보강한 Joint B는 기존 포장궤도 시공이음부 JointA보다 50% 이상 변위량이 작았다. 따라서 골재 맞물림과 Geogrid로 보강한 Joint B가 Joint C보다 효과적이며 급속경화궤도 시공이음부 피로성능을 포함한 장기거동에 대한 적용성도 우수한 것으로 분석된다.
급속경화궤도의 시공이음부는 두 개의 슬래브가 연결된 부분으로 하중전달효율 분석을 이용하여 성능을 분석할 수 있다. 하중전달 효율은 인접한 두 슬래브의 상대처짐으로 Eqs. (1)과 같이 산정한다.
여기서 δ1은 하중재하측 슬래브의 처짐이고 δ2는 하중비재하측의 처짐이다. 인접한 슬래브가 일체구조이면 δ1과 δ2는 같은 값으로 하중전달효율은 100%이고, 인접한 슬래브가 완전히 분리되어 있다면 δ2가 0이므로 하중전달효율은 0%가 된다.
Fig. 8은 Joint A와 Joint B의 하중전달효율 그래프이다. Joint A에서는 하중 1000회 재하 시 하중전달효율이 53.3%이고, 최종 하중반복 시에는 55.7%였다. Joint B에서는 하중 1000회 재하 시 하중전달효율이 97.2%이고, 최종 하중반복 시에는 97.8%로 산정되었다. 즉, Joint B의 하중전달효율이100%에 근접하여 매우 우수한 하중전달효율을 보이고 있는 것을 확인할 수 있으며, 이는 골재 맞물림와 Geogrid로 보강한 Joint B가 Geogrid로만 보강한 Joint A보다 슬래브 일체거동에 우수하다.
Fig. 9는 반복하중 재하 시의 Joint A와 Joint B에서의 토압을 측정한 결과로 하중반복횟수가 증가함에 따라 토압이 감소하고 있음을 확인할 수 있다. Joint A에서는 최종반복하중에서 하중재하측 슬래브의 토압이 26.2 kPa, 하중비재하측 슬래브의 토압이 19.8 kPa로 측정되었다. Joint B에서는 최종반복하중에서의 하중재하측 슬래브의 토압이 25.0 kPa, 하중비재하측 슬래브의 토압이 18.1 kPa로 측정되어 Joint A에 비해 다소 줄어들었음을 확인할 수 있다. 하중이 반복재하횟수가 증가될수록 노반이 침하 안정화단계를 거치면서 토압이 일정한 값으로 수렴하는 것으로 판단된다.
Fig. 10과 Fig. 11은 Geogrid에 매립된 변형률계의 하중횟수 증가에 따른 측정결과이다. Joint B의 압축변형률이 Joint A 에 비해 감소하였다. 이는 골재 맞물림이 일체거동을 도와 응력분산효과가 발생하여 Geogrid의 변형률에 영향을 미친 것으로 판단된다. 변형률 분석결과 모두 압축상태로 나타나는데 이는 Geogrid가 하중재하 위치와 하중 비재하 위치에서 모두 동일한 휨변형 상태에 있음을 의미한다. 시공이음부를 제외한 부분에서의 변형률은 상대적으로 작은 값을 보이고있어 시공이음부에서 주로 응력이 집중되고 있음을 확인할 수 있다.
4. 결론
본 연구에서는 급속경화궤도의 시공이음부 보강방안을 변경하며 2개의 실물궤도 실험체를 제작하고 정적재하 실험 및 반복재하 실험을 실시하였다. 그 결과, 다음과 같은 결론을 도출하였다.
급속경화궤도의 처짐은 모든 하중경우에서 골재 맞물림을 고려한 Joint B가 Geogrid로 보강한 Joint A나 합판으로 연결한 Joint C보다 50% 이상 감소하였다. 이는 Joint B의 골재맞물림이 전단에 저항하는 효과뿐만 아니라 시공이음부의 보강에 효율적인 것으로 분석된다.
Joint B의 처짐 기반의 하중전달효율은 97.8%로 거의 일체에 가까운 거동을 보였다. 즉, 시공이음부의 골재 맞물림은 인접한 두 슬래브의 변위 불연속을 최소로 줄여주는 보강방안으로 판단된다.
각 실험체의 토압은 정적재하 시에는 다소 증가하였으나, 재하횟수가 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였다. 하중이 반복횟수가 증가될수록 노반이 침하 안정화단계를 거치면서 토압이 일정한 값으로 수렴하였다. 또한 Joint B의 토압이 Joint A의 토압보다 최종반복하중에서 다소 작은 값을 나타내고 있어 Joint B가 Joint A 보다 레일에서 전달하는 하중이 노반에 일정하게 분포되는 것으로 분석된다.
급속경화궤도 시공이음부에서의 변위, 토압, 변형률 결과를 종합적으로 판단하였을 때, 시공이음부를 골재 맞물림으로 보강하는 것이 장기거동에 대한 성능을 확보할 뿐만 아니라 시공성 면에서도 최적의 방안으로 판단된다.
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