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ISSN : 2234-6937(Print)
ISSN : 2287-6979(Online)
Journal of Korea institue for Structural Maintenance Inspection Vol.22 No.6 pp.53-62
DOI : https://doi.org/10.11112/jksmi.2018.22.6.053

PST Member Behavior Analysis Based on Three-Dimensional Finite Element Analysis According to Load Combination and Thickness of Grouting Layer

Hyun-Su Seo1, Jin-Sup Kim2, Min-Ho Kwon3*

본 논문에 대한 토의를 2018년 12월 1일까지 학회로 보내주시면 2019년 1월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author:kwonm@gnu.ac.kr Department of Civil Engineering, Engineering Research Institute (ERI), Gyeongsang National University, Jinju-si, 52828, Korea
08/07/2018 24/10/2018 29/10/2018

Abstract


Follofwing the accelerating speed-up of trains and rising demand for large-volume transfer capacity, not only in Korea, but also around the world, track structures for trains have been improving consistently. Precast concrete slab track (PST), a concrete structure track, was developed as a system that can fulfil new safety and economic requirements for railroad traffic. The purpose of this study is to provide the information required for the development and design of the system in the future, by analyzing the behavior of each structural member of the PST system. The stress distribution result for different combinations of appropriate loads according to the KRL-2012 train load and KRC code was analyzed by conducting a three-dimensional finite element analysis, while the result for different thicknesses of the grouting layer is also presented. Among the structural members, the largest stress took place on the grouting layer. The stress changed sensitively following the thickness and the combination of loads. When compared with a case of applying only a vertical KRL-2012 load, the stress increased by 3.3 times and 14.1 times on a concrete panel and HSB, respectively, from the starting load and temperature load. When the thickness of the grouting layer increased from 20 mm to 80 mm, the stress generated on the concrete panel decreased by 4%, while the stress increased by 24% on the grouting layer. As for the cracking condition, tension cracking was caused locally on the grouting layer. Such a result indicates that more attention should be paid to the flexure and tension behavior from horizontal loads rather than from vertical loads when developing PST systems. In addition, the safety of each structural member must be ensured by maintaining the thickness of the grouting layer at 40 mm or more.



하중조합과 충전층 두께에 따른 3차원 유한요소 해석에 의한 PST 부재의 거동 분석

서 현수1, 김 진섭2, 권 민호3*
1정회원, 국립경상대학교 토목공학과 공학연구원 연구원
2정회원, 국립경상대학교 토목공학과 공학연구원 조교수
3정회원, 국립경상대학교 토목공학과 공학연구원 교수

초록


국내뿐만 아니라 세계적인 추세로 증가하고 있는 열차의 고속화와 대량 운송능력의 요구에 따라 열차 궤도구조의 개발은 지속적으 로 발전하고 있다. 콘크리트 구조궤도인 PST는 안전성과 경제성에서 그 요구조건을 충족할 수 있는 시스템으로 개발되고 있다. 따라서 본 연구 에서는 PST시스템의 각 구조부재의 거동을 분석함으로써 향후 시스템 개발 및 설계에 필요한 정보를 제공하고자 하였다. KRL-2012 열차하중 과 KRC 코드에 의한 다양한 정적하중조합에 따른 응력분포 결과를 3차원 유한요소 해석을 통하여 분석하였으며, 그라우트충전층의 두께에 따른 결과 또한 제공하고자 하였다. 구조부재별로는 그라우트충전층에서 가장 큰 응력이 발생하였으며 하중조합과 두께에 따라 응력의 변화 가 민감하였다. 시동하중 및 온도하중에 의해서는 KRL-2012에 의한 수직하중만 적용할 때와 비교하여 콘크리트 패널과 HSB에서 각각 3.3배, 14.1배의 발생응력이 증가하는 것으로 나타났다. 충전층의 두께가 20mm에서 80mm로 증가할 때 콘크리트 패널의 발생 응력은 4% 감소하지 만, 충전층은 24% 증가하는 것으로 나타났다. 균열의 양상은 그라우트충전층에서 인장균열이 국부적으로 발생하는 것으로 나타났다. 이와같 은 결과에 따라 PST시스템 개발 시에는 수직하중 보다는 수평하중에 의한 휨 및 인장거동에 세심한 주의가 필요하며, 충전층의 두께를 40mm 이상 유지함으로써 각 구조부재의 안전성을 확보할 수 있도록 한다.



    1. 서 론

    최근까지 국내의 철도는 고도의 산업발달과 경제성장 등으 로 인하여 대규모 인원과 물량의 운송이 요구되어 왔다. 이를 충족시키기 위해, 빠르고 대량의 운송능력을 가지는 열차 차 량의 발전과 더불어 차량 운행의 직접적인 안전성을 좌우하는 궤도의 개발에도 많은 공학자들이 노력하고 있다. 이에 따라 고속철도 노선의 성장을 주도해 왔으며, 노선의 궤도 편차가 감소함에 따라 보다 강력한 선로 구조의 필요성이 대두되고 있다 (Griffin et al., 2015). 비용적인 측면에서 본다면, 철도궤 도의 경우 초기시공비 뿐만 아니라 유지보수비가 총 비용의 상당 부분을 차지하고 있으므로 이를 충족시키기 위해 초기 투자비가 저렴한 자갈도상궤도를 이용하였다 (Jang, 2016). 일 반적으로 자갈궤도는 열차의 하중을 자갈 입자간 마찰력으로 흡수하는 구조로, 철도궤도의 경우 초기시공비 뿐만 아니라 유지보수비가 총 비용의 상당 부분을 차지하고, 특히 자갈궤 도일수록 그 비율은 높다 (Ando, 1997). 최근에는 도상안정제 를 이용하여 마모된 자갈도상에서의 보강효과를 확인함으로 써 유지보수 비용을 줄이려는 노력이 시도되고 있다 (Song and Oh, 2016).

    반면에 유지보수 비용 절감뿐만 아니라 열차의 고속화, 승 차감 향상, 안전성을 위해 콘크리트 슬래브 궤도에 대한 요구 가 증되되고 있다 (Jung et al., 2012). 초기에는 현장타설 콘크 리트 궤도를 사용하였지만 시공 품질의 저하로 인한 여러 문 제점들이 발생하였으므로 공장에서 제작하여 현장에서 조립 하는 프리캐스트 슬래브 트랙(PST) 시스템이 일본, 독일 등의 철도선진국에서 개발되어 사용되고 있다. 국내에서는 프리캐 스트 슬래브궤도 패널의 최적규격을 선정하기 위해 패널의 두께비 및 부피비를 달리하여 유한요소 해석을 통하여 분석 해 보는 시도가 있었으며(Kim et al., 2011), 3차원 입체평면을 가지는 PST궤도의 설계, 제작설비 및 시공공정 기술 개발에 대한 연구가 시도되어 시험부설 또한 국내에서 진행 중이다 (Kang et al., 2013). 이러한 개발 및 시공의 발달에 힘입어 콘 크리트 슬래브 및 PST에 대한 여러 해석적 연구(Han and Bang, 2011;Jung et al., 2012)가 시도되고 있지만 아직 충분한 연구가 부족한 실정이다.

    본 연구에서는 PST 시스템을 설계 및 개발 시 필요한 해 석모델과 정적하중 조건에 따른 각 부재의 거동 및 응력상 태를 규명함으로써 정확한 자료를 제공하고자 하였다. 또 한 PST 시스템의 충전층 충전불량이 궤도구조물의 구조적 안전성에 미치는 영향이 크다는 연구(Kim et al., 2010)에 따라 충전층의 두께 변화에 따른 시스템 각 부재의 영향 및 적정한 두께를 제시하였다.

    2. 해석방법 및 모델링

    2.1 PST시스템 구조

    PST시스템은 콘크리트 침목 이하로 철근콘크리트 구조인 패널을 비롯하여, 전단키, 탄성완충재, 그라우트충전층, 도상 안전층 (HSB), 전단앵커 등으로 구성되어 있다. 본 연구에서 대상으로 정한 콘크리트 패널의 크기는 2380mm×4950mm ×230mm이며, 그라우트충전층은 콘크리트 패널의 크기보다 네 측단에서 50mm씩 줄어든 2280mm×4850mm이다. 레일 체 결구를 지지하는 콘크리트 침목은 종방향으로 650mm 간격 으로 16 (2열)개가 설치되어 있다. 하나의 패널에 위치하고 있 는 두 개의 전단키는 열차운행에 의한 하부구조물에 작용하 는 수평하중에 저항한다. 패널의 전단포켓에 위치하는 탄성 완충재가 종⋅횡 방향 수평하중에 저항하여 전단키에 전달되 는 충격을 완화시키는 역할을 한다. 전단앵커는 전단키와 HSB와의 분리를 방지하고 있다. HSB의 폭은 3080mm이다. PST시스템에 대한 개요도는 Fig. 1과 같다.

    철근콘크리트 패널의 종방향 철근비는 0.4%, 횡방향 철근비 는 0.44%로 D10철근이 배근되어 있다. 전단키가 위치하는 중 앙부의 종방향 철근 간격은 120mm를 유지하며, 침목이 위치하 는 외측부는 170mm간격을 유지하고 있다. 피복은 100mm이 다. 횡방향 철근 간격은 140mm에서 165mm까지 분포하고 있 으며 피복은 40mm이다.

    2.2 유한요소 모델링

    본 연구에서 수행한 유한요소 모델링은 구조해석의 효율성 을 높이기 위해 철근콘크리트 패널 이하부터 HSB까지만을 대 상으로 하였다. 구조해석에서 사용하게 될 구조해석 상용프로 그램인 ABAQUS를 이용하여 각 구조요소별로 실제 상태와 같은 제약조건 및 경계조건을 부여하였다. 콘크리트에 묻혀져 있는 철근과, 전단키와 충전층 및 강화노반층에 묻혀져 있는 전단앵커를 모사하기 위해 Constraint_Embedded_ region 기 능을 사용하였다 (Systèmes, 2015; Elwi and Hrudey, 1989). 충 전층과 HSB, 그리고 충전층과 전단키는 완전히 부착되어 있 는 것으로 가정하였으며, 패널과 충전층 사이, 그리고 패널과 완충재 사이의 거동을 마찰계수를 포함한 비선형 거동조건을 부여하기 위해 접촉경계조건을 부여하였다. HSB층 이하의 하부층에 대한 지반을 모사하기 위해 ‘철도설계지침 및 편람’ 의 콘크리트궤도 구조편 (Korea Railway Network Authority, 2012)에서 제시하고 있는 식 (1)과 같은 이론 (Butterfield and Banerjee, 1971;Odemark, 1949)에 따라 가상기초계수를 산정 하여 탄성지반조건을 부여하였다 (Lee et al., 2016).

    h x = c h 1 E 1 E 3 3 + c h 2 E 2 E 3 3 , k = E 3 h x
    (1)

    여기서, hx는 등가깊이, k는 노반 스프링정수, h1h2는 각 각 콘크리트 패널과 HSB층의 높이, E1E2는 각각 콘크리트 패널과 HSB층의 탄성계수이며, c는 결합층 조건에 따른 상수 로 수경성 결합조건인 0.83을 사용하였다. E3는 지반의 탄성 계수로 80MPa이다.

    콘크리트 패널과 그라우트충전층은 20절점 입체 요소를 사 용하였으며, reduced integration 기능을 활성화 함으로써 전 단잠김 현상을 제거하였다. 전단키와 탄성완충재, 그리고 HSB는 8절점 입체 요소를 사용하여 해석의 효율성을 높였다. 철근은 2절점 트러스 요소이며, 전단앵커는 직경 22mm의 원 형 단면으로 보 요소를 사용하였다. 탄성완충재는 패널의 종 방향 방향과 횡방향 방향으로 설치하는 것으로 구분하여 각 기 다른 성질의 탄성완충재를 설치한다. 종방향 탄성완충재 의 탄성계수는 횡방향 탄성완충재의 1/2 수준이다. 패널과 전 단키 및 그라우트충전층의 설계기준압축강도는 45MPa이다. 각 구조부재의 유한요소 및 재료특성을 Table 1과 같이 정리 하였으며, 모델링 된 PST시스템의 단면과 각 부재는 Fig. 2에 서 보여주고 있다.

    2.3 재료구성모델

    본 유한요소 모델에 사용되는 재료는 콘크리트와 철근이 다. 재료의 비선형 거동을 정밀하게 표현하기 위해 각 재료에 적합한 재료구성모델을 사용하였다.

    콘크리트의 구성모델은 압축과 인장상태의 콘크리트 파괴 거동을 정밀하게 파악 할 수 있는 콘크리트 손상 소성모델을 사용하였다. 이 모델은 Lubliner et al.(1989)에 의해 처음 제안 되었고, Lee and Fenvas(1998)에 의해서 개선되었다. 이 모델 은 콘크리트의 손상 거동을 예측하는데 적합하며 구속압력상 태의 인장강화, 압축연화, 강성손상과 소성팽창의 특성을 포 함하고 있다 (Kim et al., 2013). 일축하중 상태에서, 탄성강성 도저하변수는 등가소성변형률의 증가함수로 가정된다. 콘크 리트의 거동은 소성과 손상 두 가지 모두에 의해 통제되므로 어느 것 하나 없이 한 가지만으로 고려될 수는 없다 (Cicekli et al., 2007). 따라서 손상 소성모델에서 응력은 강성도저하 부 분과 유효응력 부분의 곱 형태로 구성되어, 일축 인장 및 압축 응력은 식 (2)와 같이 표현되며 콘크리트 일축 거동은 Fig. 3과 같다 (Lee and Fenvas, 1998).

    σ ± = ( 1 ϕ ± ) E ¯ ± e = ( 1 ϕ ± ) E ¯ ( ± ± p )
    (2)

    여기서, ϕ±는 손상지수 텐서이며, E는 초기탄성강성도 텐 서, є±e는 유효변형률 텐서, є±p는 소성변형률 텐서이다.

    철근의 트러스 요소에 적용한 구성모델은 철근이 항복한 이후에는 더 이상 인장력이 추가적으로 증가하지 않는 완전 소성모델을 사용하였다. 철근의 항복강도는 400MPa이다.

    2.4 적용하중

    2.4.1 수직하중 적용 및 위치선정

    적용된 수직하중은 KRL-2012 일반철도 표준열차하중이다. 이것은 3m 간격으로 각각 220kN의 집중하중(축하중) 한 쌍과, 80kN/m의 등분포 하중으로 구성되어 있다. 수직하중 재하 방 법으로는, 먼저 레일에 표준열차하중을 재하하여 레일 지지점 에 작용하는 반력을 구하고, 이를 지지점별 재하하중으로 전환 하여 각 침목이 위치하는 콘크리트 패널에 재하 하는 방법을 사 용하였다. 여기서 지지점은 콘크리트 침목이 위치하는 곳이다. 지지점별 반력을 구하기 위하여 보 요소를 사용하여 레일을 모 델링 하였으며, 국제철도연맹 규격인 UIC60 (Code, UIC, 2001) 에 따라 단면과 물성치를 결정하였다.

    표준열차하중을 재하시, 집중하중의 위치에 따라 반력의 크기는 달라질 수 있다. 이를 고려하여 콘크리트 패널이 3개 인 경우에 대한 전체 구조계를 모델링 하였으며, 집중하중이 중앙 패널의 중앙에 위치하는 경우 (Fig. 4(a))와 중앙 패널의 측부에 위치하는 경우 (Fig. 4(b)), 두 패널에 한 개씩 집중하중 이 작용하는 경우 (Fig. 4(c))로 나누어 각각의 반력을 계산하 였다.

    각 하중 경우에 의해 발생하는 지지점 반력을 콘크리트 침 목 면적 (160mm × 290mm)으로 나눈 값에 레일과 체결구 및 침목의 단위면적 당 중량을 합한 0.011N/mm2을 더하여 콘크 리트 패널의 침목 위치에 재하 하였다. 하중 경우에 따라 발생 된 지지점 반력을 Table 2에서 정리하였으며, 이 때 계산된 충 전층의 응력분포도를 Fig. 5에서 보여주고 있다.

    모든 하중 경우에 대해서 각 부재별로 발생된 응력을 계산 한 결과, 하중 경우에 따라서는 응력의 변화가 크지 않은 것으 로 나타났다. 하지만 충전층에서 발생된 응력은 집중하중이 중앙 패널의 측부에 위치하는 경우에 가장 큰 것으로 계산되 었다. 따라서 하중의 위치에 따라서는 충전층에서 민감한 것 으로 판단되며, 수직하중은 하중 경우 2의 위치에서 재하 하 는 것으로 결정하였다. 하중 경우별 각 부재의 발생된 응력은 Table 3에서 정리하였다.

    2.4.2 시동하중

    열차의 시동하중은 등분포하중으로 33kN/m 이다 (Han et al., 2012). 콘크리트 패널의 길이를 곱하여 하나의 패널에 작 용하는 시동하중을 체결구의 개수와 침목의 면적을 나누어 패널의 각 침목 위치에 0.220N/mm2의 하중을 적용하였다.

    2.4.3 횡방향 하중

    KRL-2012 표준열차차륜이 레일에 횡방향으로 작용하는 힘과 궤도의 틀림 등으로 인한 차량횡하중의 크기는 KRC- 14040에서 100kN으로 정하고 있다 (Korea Railway Network Authority, 2012). 차량횡하중은 레일 체결구와 직접적으로 접 촉하는 부재에 고려하며, 콘크리트도상인 경우에는 고려되어 야 하는 것으로 정하고 있으므로 본 연구에서 고려되었다. 각 침목 위치에는 0.135N/mm2의 하중을 적용하였다.

    2.4.4 풍하중

    열차 본체에 수평방향으로 작용하는 바람에 의해 횡하중이 발생한다. 통과열차에 대하여 연직투사면에 1.5kN/m2의 하중 이 발생하는 것으로 한다. 열차의 연직투사면은 레일상면으 로부터 4.1m높이의 폭으로 하여 각 침목 위치에는 0.041 N/mm2의 하중을 적용하였다.

    2.4.5 온도하중

    온도하중은 콘크리트 패널과 하부기층 간의 온도차 (Δ T=10℃)에 의한 종방향 하중과, 패널 상⋅하면의 온도구배 (Δ T=0.05×t℃)에 의한 상대적 온도차로 인한 횡방향 하중으로 작용한다. 열팽창계수는 1.0×10-5/℃이다. 온도구배에 의한 온 도하중은 콘크리트 패널의 두께 위치에 따라 선형적으로 변 하도록 적용하였다.

    3. 해석결과 및 분석

    본 연구의 목적인 탄성그라우팅 충전층의 두께에 따라 PST 시스템에 대한 유한요소해석을 실시하였다. 충전층의 두께는 20mm와 40mm, 80mm인 경우로 나누었다. 또한 열차 운행 상 태를 고려하여 4가지의 하중 조합으로 재설정 하였다. 열차가 정지해 있는 상태로써 열차에 의한 수직하중 (L)만 적용될 때, 열차가 시동시의 상태로써 수직하중과 시동하중 (S)이 적용 될 때, 열차가 운행시의 상태로써 수직하중과 횡하중 (F) 및 풍하중 (W)이 적용될 때, 마지막으로 급격한 온도 차이 및 변 화가 있는 상태로써 수직하중과 온도하중 (T)이 적용될 때로 구분하여 해석을 실시하고 그 결과를 도출하였다. 모든 해석 에서는 구조물의 자중 (D)을 고려하였다.

    본 연구의 해석결과는 각 부재 재료의 항복응력과 비교하여 평가하기 위해 등가응력인 스칼라량으로 표현되는 Von mises 응력을 중심으로 평가하였으며 (Rashid, 1968;Pi et al., 2006), 최대 및 최소 주응력으로 인장 및 압축 거동을 살펴보았다.

    3.1 해석결과

    콘크리트 패널에서는 직접적인 하중이 재하되는 침목이 위 치한 곳에서 대체로 가장 큰 응력이 발생하였으며, 시동하중 및 횡방향 하중이 적용 될 때는 전단키 및 탄성완충재가 부착 되는 면에서 큰 인장응력이 발생하였다. 특히 온도하중에 의 한 변형에 의해 전단키 부근에서 큰 응력이 발생하였다. 그라 우트충전층에서는 전단키와 접하는 부위에서 가장 큰 인장응 력이 발생하였으며, 이것은 모든 하중 조합에서 동일한 경향 으로 발생 하였다. 또한 충전층의 하면 끝단에서 비교적 큰 압 축응력이 발생하는 것으로 나타났다. HSB에서는 콘크리트 패널의 끝단 즉, 그라우트충전층의 끝단면이 접하는 부분에 서 인장 및 압축응력이 집중하는 것으로 나타났다. 이와 같은 발생응력 분포 결과들을 Fig. 6에서 보여주고 있다.

    각 부재별로 최대로 발생된 응력의 크기를 비교 하면, 그라 우팅 충전층에서 발생하는 응력이 가장 큰 것으로 나타났으 며 다음으로는 HSB, 콘크리트 패널 순으로 큰 응력이 발생하 였다. 하중조합별로는 D+L+T 하중조합일 때가 가장 큰 응력 이 모든 부재에서 나타났으며, 반면에 D+L 하중조합일 때 작 은 응력이 발생하였다. 그 증가량은 미소하지만 그라우팅 충 전층의 두께가 증가할수록 발생되는 응력 크기는 대체로 감 소하는 경향을 보이고 있다. 그라우팅 충전층 두께 및 하중조 합별로 각 부재에서 발생하는 Von mises 응력과 더불어 최대 및 최소 주응력 결과를 Table 4와 같이 정리하였다.

    3.2 결과분석

    각 부재에서 발생되는 응력을 Fig. 7과 같은 그래프로 분석 해 보았다. 이 그래프에서는 충전층 두께가 20mm이며 수직 하중만 작용 작용할 때와 비교하여 발생되는 응력비 또한 나 타내고 있으며, 충전층 두께 20mm일 때를 기준으로 각 충전 층 두께가 변화될 때 발생되는 응력의 증감 비율 또한 표시 해 두었다. 이 그래프의 분석으로부터 PST시스템의 각 부재는 시동하중을 포함하는 수평하중과 온도하중에 의해서는 민감 하게 응력이 크게 발생한다는 것을 알 수 있다. 반면에 충전층 의 두께에 따라서는 응력 발생이 민감하지는 않지만 콘크리 트 패널에서는 감소하는 반면 그 외의 부재에서는 약간씩 증 가하는 양상을 보이고 있다는 것을 알 수 있다. 각 부재에 대한 세부 분석은 아래와 같다.

    3.2.1 콘크리트 패널

    콘크리트 패널의 응력은 각 하중별로는 충전층 두께에 따 라 큰 차이를 보이지는 않았으나, 충전층의 두께가 두꺼워질 수록 발생응력이 약간씩 감소하는 것으로 나타났다. 이는 충 전층의 두께가 두꺼워짐에 따라 패널을 지지하는 탄성능력이 증대되어 패널에 발생하는 응력이 분산된 것으로 판단된다. 시동하중 및 횡하중, 풍하중이 작용할 때는 수평 하중을 전단 키가 지지하고 있으므로 전단키와 접하는 부위에서 응력이 집중되어 수직하중만이 작용할 때 보다 큰 응력이 발생하였 다. 특히 온도하중에 의한 횡방향 변형과 휨변형이 크게 발생 하고 있으므로 온도하중에 의해 발생하는 응력은 전단키 부 위에 집중되어 그 외의 하중조합일 때 보다 크게 발생한 것으 로 판단된다. 충전층 두께 20mm이며 집중하중만이 작용할 때와 비교하여 시동하중이 작용할 때는 최대 1.73배의 응력이 발생하였으며, 온도하중이 작용할 때는 최대 3.30배의 응력이 발생하는 것으로 나타났다. 충전층 두께 20mm일 때와 비교 하여 충전층 두께 40mm 및 80mm일 때는 집중하중만이 작용 할 때 4.03% 감소하는 것으로 나타났다.

    3.2.2 그라우트충전층

    충전층의 두께에 따른 충전층의 응력 변화는 하중조합의 종류에 따라 그 경향이 달리 나타나고 있다. 수직하중과 온도 하중이 작용할 때는 충전층의 두께가 증가할수록 응력이 증 가하고 있는 반면, 횡방향 하중이 작용할 때는 감소하는 경향 을 보이고 있다. 충전층 부재 자체의 두께가 증가함에 따라 수 직하중과 온도차이로 인한 휨변형이 증가되어 응력이 증가하 는 것으로 판단된다. 반면, 횡방향 하중을 부담하는 전단키와 의 접촉면에서 발생하는 응력은 충전층 두께가 증가함에 따 라 응력이 분산되어 응력 집중현상이 줄어드는 것으로 판단 된다. 시동하중이 작용할 때 충전층 두께 20mm에서 발생하 는 응력은 그 보다 큰 충전층 두께일 때와 비교하여 두 배에 가 까운 큰 응력이 발생하고 있다. 이는 시동하중에 의한 큰 수평 하중이 발생하는 것에 비하여 충전층의 두께가 작으므로 수 평하중의 분산이 이루어지지 않고, 전단키 부위에서 크게 집 중되기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 충전층의 두께가 작 을수록 수평하중에 민감하므로 충분한 충전층 두께를 확보하 는 것이 구조적인 안정성을 높일 수 있는 방법인 것으로 판단 된다. 집중하중만이 작용할 때와 비교하여 시동하중이 작용 할 때는 최대 3.43배의 응력이 발생하였으며, 온도하중이 작 용할 때는 최대 5.51배의 응력이 발생하는 것으로 나타났다. 충전층 두께 20mm일 때와 비교하여 충전층 두께 80mm일 때 는 수직하중만이 작용할 때 24.00% 증가한 반면, 시동하중이 작용할 때는 48.50% 감소하는 것으로 나타났다.

    3.2.3 HSB

    HSB는 하중조합의 종류에 따라 발생되는 응력의 크기가 확 연히 구분되고 있다. 수직하중과 횡하중 및 풍하중이 적용될 때 는 발생되는 응력이 작지만, 시동하중과 온도하중이 작용할 때 는 비교적 큰 응력이 발생하고 있다. 비교적 큰 수평하중이 작용 하는 시동하중은 전단키와 충전층을 통하여 HSB까지 전달되 고 충전층 끝단 경계면과 접하는 HSB면에서 압축응력이 집중 되고 있다. 콘크리트 패널에 작용하는 온도하중으로 인해 충전 층에 과도한 변형을 발생시키고 이로 인하여 HSB 또한 큰 응력 이 발생하는 것으로 판단된다. 반면에 횡하중과 풍하중은 HSB 까지 크게 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다. 집중하중만이 작용할 때와 비교하여 시동하중이 작용할 때는 최대 5.95배의 응력이 발생하였으며, 온도하중에 의해서는 최대 14.14배의 응 력이 발생하였다. 이는 HSB에서 국부적으로 발생한 응력치 이 지만 하중조합에 따라 민감하게 응력이 발생할 수 있다는 것을 보여주고 있다. 충전층 두께 20mm일 때와 비교하여 충전층 두 께 80mm일 때는 집중하중만이 작용할 때 4.76% 증가하고 온도 하중이 작용할 때 10.00%까지 증가하는 것으로 나타났다.

    3.2.4 균열 양상

    본 연구에서 적용한 콘크리트의 손상 소성모델은 압축 및 인장에 의한 손상과 소성변형률의 관계를 포함하고 있다. 따 라서 인장 손상지수 분포를 확인함으로써 소성변형률의 증가 에 따른 콘크리트 균열 진전을 확인할 수 있다. 충전층에서 발 생하는 인장 손상지수 분포를 Fig. 8과 같이 확인하여 균열 발 생에 대해 살펴보았다. 수직하중과 시동하중이 작용할 경우 충전층의 두께와 상관없이 모든 경우의 충전층에서 균열이 발생하였으나, 대체로 두께가 두꺼워질수록 균열의 크기 및 균열의 수가 줄어드는 것으로 나타났다. 이는 응력 발생 정도 의 경향과 동일한 경향을 보이고 있으며, 또한 전단키와 접하 는 부위에서만 균열이 발생하는 것으로 나타났으므로 충전층 의 손상은 하중 흐름에 따른 전단키 부위에서 국부적으로 집 중되는 것으로 판단된다.

    4. 결 론

    본 연구에서는 현재 철도궤도 구조의 경제성과 안전성을 높여 줄 수 있는 PST시스템의 거동을 3차원 유한요소 해석을 통하여 분석하였다. 철도궤도 구조에서 적용될 수 있는 하중 조합과 그라우트충전층의 두께에 따라 발생되는 각 부재의 응력 및 거동을 분석함으로써 향후 PST시스템의 개발 및 설 계에 참고자료로 사용될 수 있도록 하였다. 세부적인 결론은 다음과 같다.

    1. 본 연구는 KRL-2012 및 KRC 코드에 따른 정적하중 조합 과 그라우트충전층의 두께에 따른 PST시스템의 각 구성 요소 부재에서 발생하는 응력 거동을 분석한 결과, 그라우 트충전층에서 가장 큰 응력이 발생하였으며 민감하게 변 화하는 것으로 나타났다.

    2. 시동하중 및 온도하중이 적용될 시 정적 수직하중만 적용될 때와 비교하면, 콘크리트 패널에서는 3.3배, 충전층에서 는 5.5배, HSB에서는 14.1배로 응력이 크게 발생하였다.

    3. 충전층의 두께가 20mm에서 80mm로 증가할수록 콘크리 트 패널은 최대 4% 감소하는 반면, 충전층과 HSB는 각각 최대 24%, 10% 증가하는 것으로 나타난다.

    4. 콘크리트 재료모델인 손상 소성모델에 의한 인장균열 발 생 결과 그라우트충전층에서만 균열이 발생할 것으로 예 측되며 충전층의 두께가 클수록 균열은 줄어들 것으로 예 측되므로, 각 부재의 적정한 안전성을 확보하고 균열을 제 어하기 위해서는 충전층 두께를 40mm 이상 유지하는 것 이 효율적인 것으로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 국토교통부 플랜트연구사업의 연구비지원(18 IFIP-B128598-02)에 의해 수행되었습니다.

    Figure

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    Standard section concerned of PST system

    JKSMI-22-53_F2.gif

    Finite element modeling details of PST system members

    JKSMI-22-53_F3.gif

    Concrete behavior under uniaxial

    JKSMI-22-53_F4.gif

    Cases of KRL-2012 design load of railway

    JKSMI-22-53_F5.gif

    Stress distribution results of grouting layer for vertical loads

    JKSMI-22-53_F6.gif

    Stress distribution results of members

    JKSMI-22-53_F7.gif

    Stress distribution results of members

    JKSMI-22-53_F8.gif

    Crack distribution results of grouting layer

    Table

    Properties of finite element and material for members

    Reaction forces at the sleepers for vertical loads

    Stress results of members for vertical loads (unit: MPa)

    Von mises stress results of members for load combinations and grouting layer thicknesses (unit: MPa)

    Reference

    1. Jang, S. Y (2016). Analysis of Life Cycle Costs of Railway Track : A Case Study for Ballasted and Concrete Track for High-Speed Railway, Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, KOREASCIENCE, 20(2), 110-121. (in Korean)
    2. Ando, K. (1997). A study on Load-Carrying Structures and Its Design for Low-Maintenance Track on Earthworks. (in Japanese)
    3. Kim, Y. B. , Moon, D. Y., and Beak, I. H. (2011). A Study to select the optimum size for the panel of the precast slab track system, Proceedings of the KSR Conference, Korean Society for Railway, 740-744. (in Korean)
    4. Kang, N. H. , Yun, H. S., Lee, I. W., and Lee, K. M. (2013). Development of 3 dimensional Precasted Slab Track (3D-PST), Proceedings of the KSR Conference, Korean Society for Railway, 1181-1189. (in Korean)
    5. Song, J. E. , and Oh, J. H. (2016), An Experimental Study on Reinforcement of the Fouled Ballast Materials by Ballast Stabilizer, Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures, Koreascholar, 7(3), 1-6. (in Korean)
    6. Jung, W. Y. , Kim, H. J., Choi, Y. S., Ju, B. S., and Kwon, M. H. (2012), Performance Evaluation of Precast Slab Track System According to Design Methods. Proceedings of the KSR Conference, Korean Society for Railway, 2017-2022. (in Korean)
    7. Han, B. K. , and Bang, B. S. (2011), A Simple and Accurate Analysis of Two Dimensional Concrete Slab for a Railroad Bridge by the Composite Laminates Plate Theory, Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures, KOREASCIENCE, 2(2), 20-25. (in Korean)
    8. Kim, Y. B. , Kang, Y. J., Moon, D. Y., and An, K. H. (2010), The effect of the poor infilling of the underpouring in precast slab track system on structural behavior, Proceedings of the KSR Conference, Korean Society for Railway, 256-260. (in Korean)
    9. Griffin, D. W. , Mirza, O. , Kwok, K. , and Kaewunruen, S. (2015), Finite Element Modelling of Modular Precast Composites for Railway Track Support Structure: A battle to Save Sydney Harbour Bridge , Australian Journal of Structural Engineering, Taylor & Francis, 16(2), 150-168.
    10. Elwi, A. E. , and Hrudey, T. M. (1989), Finite element model for curved embedded reinforcement , Journal of Engineering Mechanics, ASCE., 115(4), 740-754.
    11. Syst mes, D. (2015), Abaqus Analysis User s Guide, Vol. 6.14-2. Waltham, Massachusetts: Dassault Syst mes.
    12. Korea Railway Network Authority. (2012), Railway design guidance and manual, Ballasted Track, KR C-14040.
    13. Lee, S. , Seo, H. , and Jung, W. (2016), 3D Dynamic Finite Element Analysis and Corresponding Vibration of Asphalt Track Considering Material Characteristics and Design Thickness of Asphalt Concrete Roadbed Under Moving Load , Journal of the Korean Society for Railway, KOREASCIENCE, 19(1), 67-76. (in Korean)
    14. Butterfield, R. , and Banerjee, P. K. (1971), The elastic analysis of compressible piles and pile groups, Geotechnique, researchgate, 21(1), 43-60.
    15. Odemark, N. (1949), Investigations as to the elastic properties of siols and design of pavements according to the theory of elasticity, Meddelande No. 77 Stateus vaginstut, Stockholm.
    16. Lubliner, J. , Oliver, J. , Oller, S. , and Onate, E. (1989), A plastic-damage model for concrete, International Journal of solids and structures, Elsevier, 25(3), 299-326.
    17. Lee, J. , and Fenves, G.L. (1998), Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structures , Journal of Engineering Mechanics, ASCE, 124(8), 892-900.
    18. Kim, J.S. , Kwon, M.H. , Seo, H.S. , and Park, J.H. (2013), Performance evaluation and analysis model for the post-installed anchor , Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, KOREASCIENCE, 13(2), 89-95. (in Korean)
    19. Cicekli, U. , Voyiadjis, G.Z. , and Al-Rub, R.K.A. (2007), A plasticity and anisotropic damage model for plain concrete, International Journal of plasticity, Elsevier, 23(10-11), 1874-1900.
    20. Code, U.I.C. (2001), 777-3, Track/Bridge Interaction Recommendations for Calculation[S], International Union of Railways.
    21. Han, S.Y. , Han, T.H. , Kang, M.C. , and Kang, Y.J. (2012), Analysis of the interaction between curved continuous welded rail track and the curved bridge , Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, KOREASCIENCE, 12(1), 119-126. (in Korean)
    22. Rashid, Y.R. (1968), Ultimate strength analysis of prestressed concrete pressure vessels , Nuclear Engineering and Design, Elsevier, 7(4), 334-344.
    23. Pi, Y.L. , Bradford, M.A. , and Uy, B. (2006), Second order nonlinear inelastic analysis of composite steel-concrete members. I: Theory , Journal of Structural Engineering, ASCE, 132(5), 751-761.