2.2.1. 방음벽 관련 기준

방음벽은 태풍과 같은 강풍에 견딜 수 있어야 한다. LH공 사 전문 시방서에서는 방음판 중심부에서 2.94 kN/m²(풍속 60 m/s)에 견딜 수 있도록 정하고 있고(^{Kim, I. H. et al., 2014}), 환 경부 고시에서는 지역별 풍속을 고려하고 있다. 또한 철도설 계기준 철도교편 기준(^{Korean Society of Civil Engineers, 2004}) 은 Table 2와 같고, 건설교통부제정 도로교 설계기준에 준한 다. 한국산업규격 KS F 4770-3에서는 도로교 설계기준(^{LH Guide Specificatoins, 2010})의 설계 하중이 아닌 풍하중에 의 한 방음판의 변위로 인해 발생될 수 있는 소음의 누출 현상을 방지하기 위해 내하중 등급(풍압)에 따른 최대 변위량을 제안 하였다. 이는 허용 변위량 시험을 위한 설계 하중 및 시험 하중 의 결정을 위해 도로교 설계기준에 근거한 지역별 풍속을 고 려하여 풍하중을 5개의 등급으로 나누고, 이를 근거로 시험 하중을 제시한 것이다. 시험 하중은 철도설계기준을 참고하 고, Table 3과 같이 도로교 설계기준의 단위 면적당 작용하는 풍하중(^{LH Guide Specificatoins, 2010}) 계산 결과(설계 하중) 의 약 1.3배를 적용하고 있다.

허용 변위량은 풍압 작용시 또는 풍압 제거시 방음판 사이 에서의 음누출 방지를 위한 변위량이다. 이에 적합한 성능 평 가를 위해 국외 및 한국산업규격 시험법에서는 2등분점 및 3 등분점 하중 시험법을 이용한 하중-변위 시 험을 수행하되 탄 성변위시험 및 영구 잔류 변위 시험을 구분하며, 시험중 지지 대로부터의 방음판 분리 또는 방음 판 좌굴이 없도록 하고 있 다. 한국산업규격 시험법은 Table 4와 같이 허용 최대 변위값 을 유럽의 EN1794-1을 준용하고 있다.

방음판은 충격과 관련하여 EN1794-1 및 KSF 4770-3에 따 른 충격 시험을 수행한다. 이때 충격원 충격 후 충격부 위에서 찌그러짐과 같이 구조 성능에 문제가 되지 않는 외형상의 사 소한 변형이나 균열 발생은 허용한다. 접합강화유리 프레임 (frame)에 사용되는 아연도금강판 물성치는 Table 5와 같다.

2.2.2. 구조물 손상 관련 진동기준

구조물 손상관련 허용 진동 권장 기준은 주로 해당 주관 기 관에서 규정하며, 국내 기준 및 해외 기준의 일부는 각각 Table 6 및 Table 7에서와 같다(^{The Korean Society for Noise and Vibration Engineering, 1995}).

2.2.3. 접합강화유리 방음판 안전성 판정 기준

고가교 접합강화유리 방음판 안전성 평가를 위한 허용 진 동 속도 기준은 Table 6 두 번째 범주의 80 %가 되는 보수적 기 준의 값을 도입하여 Table 8과 같이 설정하고, 구조적 성능 평 가 판정 기준은 Table 9와 같이 각각 주 어진 환경하에서의 기 준 성능 값을 별도로 정한다.

3.1.1. 접합강화유리 방음판

접합강화유리 방음판(아연도 강판+코너연결 블럭)은 강재 프레임에 접합강화유리를 끼운 형태이며, 그 구성은 Table 10, Fig. 1 및 Fig. 2와 같다.

Fig. 1

The noise-proofing system of laminated-tempered glass

Fig. 2

Configurations of the noise-proofing system of laminatedtempered glass

프레임은 용융아연도금 강판을 사용하여 방음판 변위 량을 최소화하며, 휨발생시 방음판 이탈 방지 및 단부 응력 집중을 완화시킨다. 강판 물성치는 Table 11과 같고, 접합강화유리 물성치는 Table 12와 같다.

3.1.2. 수치 해석 모델링

방음판은 플레이트 수치모델요소로, 접합강화유리와 프 레 임은 탄성 연결로 효율화하였다. 교량 구조물은 2경 간을 기 준으로 거더, 슬래브, 콘크리트 도상을 일체 구조로 하였고, EVA 제품의 레일 패드 및 폴리우레탄 제품의 베이스 플레이 트 방진재는 스프링, 댐퍼 요소로 하였다. 열차는 상하행 양방 향 열차 각 3량 총 6량을 재하하였다. 속도 75 km/h 운행시의 실가진력으로 레일 -침목 간의 시스템적 특성을 감안한 가진 점 분배를 적용하여 동해석을 수행하였다. 분석 구간은 상계~ 노원 구간(#1구간), 한양대~뚝섬 구간(#2 구간) 및 신림~ 신대 방 구간(#3 구간)등이며, 프로그램은 MIDAS Civil을 이용하 였다. 각 구간의 구조물 제원은 Figs. 3∼5와 같다.Fig. 4

Fig. 3

Structural configuration of the elevated bridge on #1 region (unit : mm)

Fig. 4

Structural configuration of the elevated bridge on #2 region (unit : mm)

Fig. 5

Structural configuration of the elevated bridge on #3 region (unit : mm)

3.2.1. 해석 개요

진동 해석은 최장 지간 고가교상 방음벽 상단 4단에 부착된 2.0 m×0.5 m 접합강화유리 방음판에 대해 응력, 변위, 속도를 도출하였다. 대표적 모델링 형상은 Fig. 6, 열차 가진력 배치 는 Fig. 7과 같다.

Fig. 6

Structural model of the elevated bridge

Fig. 7

Position of train forcing forces on the elevated bridge

3.2.2. #1 구간 진동해석

#1 구간은 강박스로 구성되며, 지간은 30 m+30 m로 총 60 m이다. 고유치 해석결과는 Table 13, 열차동적하중 가진 해석 결과는 Table 14와 같다.

3.2.3. #2 구간 진동 해석

#2 구간은 강박스로 구성되며, 지간은 44.2 m+24.8 m로 총 69 m이다. 고유치 해석 결과는 Table 15와 같고, 열 차 동적 하 중 가진 해석 결과 최대값은 44.2 m 교량 중 앙부에서 존재하 며, 결과는 Table 16과 같다.

3.2.4. #3 구간 진동해석

#3 구간은 PSC 보구간으로 지간은 20.0 m+20.0 m로 총 40 m이다. 고유치 해석 결과는 Table 17과 같고, 열차 동적 하중 가진 해석 결과는 Table 18과 같다.

3.3.1. 해석 개요

방음판은 풍하중 안전성 확보, 풍하중의 지주 전달시 파손, 탈락, 과도 변형 및 이로 인한 소음 누출 등이 방지되어야 한 다. 해석은 방음판의 풍하중에 대한 안전성 평가 및 성능 시험 용 해석을 수행하였고, 풍하중은 2.94 kN/m² (=300 kgf/m²)를 적용하였다.

3.3.2. 풍하중 구조해석

방음판 두께는 10.76 mm, 강재 프레임 두께는 1.6 mm이고, 수치 해석 모델은 Fig. 8과 같다.

Fig. 8

Modeling of noise-proofing system made of lami-natedtempered glass(application of wind load)

Table 19에서와 같이 방음판 중앙부에서 최대 변위 및 응력 과 강재 프레임 응력은 모두 기준을 만족한다. 해석 결과 그림 일부는 Fig. 9와 같다.

Fig. 9

Displacements on the laminated-tempered glass due to wind load

3.3.3. 풍하중 성능 시험용 구조 해석

해석 하중은 등분포 하중인 풍하중에 대해 방음판의 단순보 최대 모멘트를 산정하고, 이와 동등한 모멘트를 유발케하는 집 중 하중(선하중)을 1점 및 2 점 재하 하중으로 하였다. 하중은 Table 20과 같고, 하중 재하 모델링 그림 일부는 Fig. 10과 같다.

Fig. 10

Points loading on the frame holding laminated-tempered glass

Table 21과 같이 프레임 상부 1점 하중 재하시 방음판 중앙 부와 프레임의 최대 변위 및 방음판 상부 1 점 하중재하시 중 앙부 변위와 응력은 모두 기준을 만족한다. 해 석 결과 그림 일 부는 Fig. 11과 같다.

Fig. 11

Displacement of the laminated-tempered glass in the case of 1 point loading on the frame

Table 22와 같이 프레임 상부 2점 하중 재하시 방음판 중앙 부와 프레임 최대 변위 및 방음판 상부 2 점 하중 재하시 중앙 부 변위와 응력은 모두 기준을 만족한다. 해석결과 그림 일부 는 Fig. 12와 같다.

Fig. 12

Stresses of the laminated-tempered glass in the case of 2 points loading on the laminated- tempered glass

4.2.1. 풍하중에 따른 프레임 휨성능 시험

1점 하중재하 방식과 2점 하중재하 방식에서의 재하 하중 은 풍하중 성능 시험용 구조 해석시의 재하 하중을 그대로 활 용하였고, 이는 Table 25와 같다. 측정 센서별 위치는 Fig. 15 와 같다.

Fig. 15

Sensor arrangement for the test of wind load performance

프레임 상부 1점 및 접합강화유리 상부 1점 하중 재 하 시험 전경은 Fig. 16과 같고, 단계별 하중 증가에 따른 위치별 계측 결과는 각각 Table 26 및 Table 27과 같다.

Fig. 16

Methods of 1 point loading for the system

프레임 상부 1점 하중 재하시 하중이 1.60 kN일 경 우 접합 강화유리 중앙부 변위는 1.24 mm, 프레임 변위는 1.73 mm이 고, 하중이 5.83 kN 일 경우는 각각 4.25 mm 및 5.26 mm이다. 또한 접합강화유리 상부 1 점 하중 재하시 하중이 0.96 kN일 경우 접합강화유리 중앙부 변위는 1.99 mm, 프레임 변위는 0.99 mm 이고, 하중이 5.83 kN 일 경우는 각각 10.01mm 및 4.84mm 이다. 최종적으로 하중 제거시 접합강화유리 중앙부 에서는 1.18 mm 잔류 변형량이 존재하였다. 프레임 상부 2점 및 접합강화유리 상부 2점 하중재하 시험 전경은 Fig. 17과 같다.

Fig. 17

Methods of 2 point loading for the system

다음으로 단계별 하중증가에 따른 위치별 계측 결과는 각 각 Table 28 및 Table 29와 같다. 프레임 상부 2점 및 접합강화 유리 상부 2점 하중재하 시의 계측은 각각 1점 하중재하시의 결과와 비교될 수 있도록 동일한 상황하에서 계측하였고, 이 를 표로 도시하였다.

프레임 상부 2점 하중재하시 하중이 1.94 kN일 경우 접합 강화유리 중앙부 변위는 1.36 mm, 프레임 변위는 1.63 mm이 고, 하중이 5.83 kN일 경우는 각각 3.93 mm 및 4.65 mm이다. 또한 접합강화유리 상부 2점 하중재하시 하중이 1.28 kN일 경 우 접합강화유리 중앙부 변위는 1.91 mm, 프레임 변위는 1.06 mm 이고, 하중이 5.83 kN일 경우는 각각 7.20 mm 및 4.62 mm 이다. 최종적으로 하중 제거시 접합강화유리 중앙부에서는 1.00 mm 잔류 변형량이 존재하였다. 접합강화유리 방음판 최 대 휨능력 평가 시험결과는 Fig. 18 및 Table 30과 같다.

Fig. 18

Flexural bending test for the frame

4.2.2. 탄성계수 및 압축강도 시험

UTM 전용 장비를 이용한 접합강화유리의 재료 물성 평가 에 있어서 응력-변형률 곡선 도출에 따른 탄성 계수, 압축 강 도, 포아슨비 등은 Table 31과 같다.

4.2.3. 충격실험

접합강화유리 방음판 충격실험에 있어서 충격원 낙하 높이 0.5 m를 기준으로 0.3 m 씩 높이를 올려 모서리, 중 앙-모서리 1/2지점, 중앙지점에 대한 손상 여부도를 평가결과는 Fig. 19 및 Table 32와 같다.

Fig. 19

Impact test for the laminated-tempered glass

접합강화유리 모서리 및 중앙-모서리 1/2 지점은 충격에 대 해 건전한 상태이나, 중앙부는 1.1 m 높이의 충격원에 의해 파손 되었다. 파손시 파편 탈락 현상 및 충격원 관통은 없었으며 접합 강화유리의 균열이 심하게 발생한 정도로 원형을 보존하였다.