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Journal of the Korea Concrete Institute

J Korea Inst. Struct. Maint. Insp.
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AC 궤도, 슬래브 패널, 패널 설계, 설계 승인 시험
Asphalt concrete track, Slab panel, Slab panel design, Performance evaluation test

1. 서 론

아스팔트 콘크리트(AC) 궤도는 초기 건설비는 저렴하지만 지속적인 유지보수가 필요한 자갈 궤도와 초기 건설비는 비 싸지만 유지보수 노력을 줄일 수 있는 콘크리트 궤도의 장점 을 살리고 단점을 보완할 수 있는 신개념 궤도시스템이다 (KRRI, 2016). 그리고 AC 궤도는 자연재해에 의한 선로 유실 및 탈선 사고 등에 의한 궤도 파괴 시 신속한 유지보수가 가능 할 뿐만 아니라 시공 및 유지보수 후 단시간 내에 열차 운행이 가능하다. 또한 이산화탄소 배출량과 소음 및 진동 저감이 탁 월하고 승차감이 우수한 점 등 친환경적인 궤도 구조이기도 하다(Esveld, 2001; EAPA, 2014; Lichtberger, 2005).

일반적으로 궤도 구조는 상부구조와 하부구조로 나눌 수 있으며, 상부구조는 레일, 체결장치와 침목/패널, 하부구조는 자갈, 보조도상, 노상흙 등으로 구분한다(Selig, 1994). 따라 서 AC 궤도의 성능평가를 위해서는 상부구조와 하부구조 각 각의 거동 특성뿐만 아니라 상호 거동특성에 대한 충분한 고 찰이 필요하다.

특히 궤도 하부구조인 AC층의 역학적 성상은 온도와 재하 시간에 크게 영향을 받는 것으로 알려져 있으므로(HRB, 1967), AC층의 하중분산효과를 지배하는 탄성계수와 적절한 층두께를 설정하는 것이 중요하다(Eikichi et al., 1986). 그러므 로 AC 궤도의 개발을 위해 궤도 하부구조에 착안한 실내 실대 형 실험 및 운행선 현장 부설시험을 통해 최적 AC층 두께 설정, 궤도 강성에 미치는 하부구조의 영향, 계절별 온도변화를 고려 한 아스팔트 변형율 및 노반압력 특성 등에 대한 연구를 수행 하여 왔다(Lee et al., 2016, Lee et al., 2018; Lee et al., 2019).

한편 궤도 상부구조에 해당하는 슬래브 패널을 개발하기 위해 열차 하중에 의한 궤도 하부구조의 발생응력을 최소화 하고, 자외선에 민감한 AC도상의 노출면적을 감소시켜 온도 영향에 따른 소성변형을 줄일 수 있는 슬래브 패널을 개발하 였다(KRRI, 2014). 또한 AC궤도는 슬래브 패널이 AC 도상에 직결되는 궤도 구조이므로, 충분한 궤도 종․횡방향 저항력 확보를 통해 궤도틀림에 저항할 수 있는 구조가 바람직하다. 따라서 본 논문에서는 AC궤도의 요구수준에 부합할 수 있도 록 시공성과 경제성 및 내구성을 확보할 수 있는 최적화된 슬 래브 패널 개발 과정과 성능 시험 표준인 EN 13230-2 (CEN, 2016)에 의거하여 정적 및 동적 휨 강도 시험을 수행한 성능 검증 결과를 기술하였다.

2. AC궤도용 슬래브 패널 설계

2.1 슬래브 패널 형상 설계

AC궤도용 슬래브 패널의 개발에 있어서 열차하중에 의한 AC 도상의 발생응력을 최소화하고 변형이 작게 발생되도록 저면이 넓은 패널 형식을 적용하였다. 이는 궤도 하부구조(노 반 및 노상 등)에 전달되는 하중을 최소화하여 피로수명을 증 대시키고 AC도상 두께를 최적화하여 경제성을 확보할 수 있 도록 하기 위함이다. 또한 AC는 일반적으로 자외선(UV)에 민감하기 때문에 슬래브 패널형을 적용함으로써 일반 단침목 에 비해 노출면적을 감소시켜 온도 영향에 따른 AC 도상의 변 형을 최소화할 수 있도록 설계하였다. 이러한 슬래브 패널의 요구조건을 만족시키기 위해서 Table 1과 같은 다양한 형상에 대하여 인터페이스, 시공성, 실내 실험 및 구조해석을 통해 최 종 슬래브 패널의 형상을 결정하였다.

Table 1

Design of asphalt concrete prefabricated slab panel

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열차 하중에 의해 발생하는 인장응력은 주로 체결구 저면 하부에서 발생하므로 패널 상면의 중앙부는 패널 단부보다 50mm 작게 설계하여 단면 감소 효과에 따른 경제성을 확보하 였다. 또한 철근배근 시 구조적 휨 인장응력이 많이 발생하는 체결구 하부는 휨 강성 및 균열 제어를 위해 좀 더 세밀하게 철 근을 배근하여 강성을 확보하였다.

2.2 슬래브 패널 단면 설계

2.2.1 작용하중 모델

AC 궤도시스템의 슬래브 패널 단면설계의 해석을 위한 열 차하중은 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 KR C-08020 (Korea Rail Network Authority, 2016)에 제시되어 있는 KRL-2012 표준열 차하중(축중 220kN, 축거 3m)을 적용하였으며, 열차속도 350km/h에 대한 충격계수를 Eq. (1)을 이용하여 신뢰도지수 (β=3.0, 도상(슬래브)), 궤도품질지수(n=0.1)를 적용하여 산 출하였다.

Fig. 1

Standard live load

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(1)
i = 1 + β s ¯ = 1 + β ( n ϕ )

여기서 β는 신뢰도지수(레일, 도상(슬래브), 기층 : β = 3.0, 흙노반 : β = 1.0), S는 하중변동 품질편차(), n는 궤도품 질 지수, ϕ는 하중 증가계수이다. 하중전달 방식은 표준 열차 하중의 축중을 레일에 재하하여 체결구를 통해 슬래브 패널 에 하중이 가해지게 된다. 최대 설계응력을 산정하기 위하여 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 표준 활하중의 위치를 다양하게 변 경하여 재하 케이스(LC, Loading Case)을 구성하였으며 (Table 2 참조), 수직하중은 레일강성, 축배치, 침목간격, 체결 구 동적강성 및 윤중을 고려하여 Fig. 3과 같이 축하중(220kN) 2개가 각각 작용 및 중첩되었을 때 레일처짐(Fig. 3(a)) 및 지 지점 반력(Fig. 3(b))을 산정하였다.

Fig. 2

Schematic of loading case

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Table 2

Loading conditions according to train movement

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Fig. 3

Displacement and reaction force of KRL-2012 load model

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슬래브 패널의 각 지점의 반력은 Zimmermann 이론에 따라 축중에 의한 레일 처짐으로부터 구해지며, 다음 Eqs. (2)~(5) 를 이용하여 계산한다.

(2)
L = [ 4 · E · I b · C ] 0.25

(3)
y = Q η 1 2 b C L = Q η 1 2 C dyn a L ( b C = C dyn / a )

(4)
F = y · C dyn 1 , 000

(5)
y = y 1 + y 2

여기서, L은 레일 탄성거리 (mm) , E는 레일 탄성계수 (N/mm2), I는 레일 단면2차모멘트(mm4), a는 침목간격(mm), Q는 윤중(kN), b는 단위폭(mm), C는 노반계수 (N/mm3), η 는 이웃의 차축을 고려하기 위한 영향계수, Cdyn은 레일 체결 장치의 스프링계수(40kN/mm), F는 지지점력 (kN)이다.

곡선구간 원심하중에 의한 증가분은 곡선부에서 횡방향 하 중에 의해 발생하는 수직하중과 직선부에서의 축중의 비율로 써, 내측레일의 지점에서는 내측 레일 감소율이 되며, 외측 레 일의 지지점에서는 외측하중 증가율로 일반적으로 ±20%로 가정하여 사용한다.

열차 표준하중을 재하조건 LC-1~LC-4로 재하하였을 때의 반력(Fig. 4)은 레일 및 레일체결장치를 통해 패널에 전달되는 것이 아니라, 패널의 레일체결장치에 작용하는 압력으로 전 환되어 작용하게 된다.

Fig. 4

Reaction force by loading cases

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2.2.2 수치해석

열차하중에 대한 구조해석을 위해 범용 유한요소해석 (FEM) 프로그램인 Abaqus 6.14를 사용하였다. Fig. 5(a)는 패 널과 레일체결시스템을 조립한 상태를 상세 표현한 것이며, Fig. 5(b)는 실제 패널 단면 설계를 위한 패널과 AC도상의 유 한요소해석 모델링이다. 모델링 규격 및 Part의 제원은 Table 3과 같다. 2층지지 슬래브의 경우 콘크리트 도상층(슬래브 패 널)과 AC도상 층이 서로 “결합되지 않는” 시스템 Ⅰ(System Ⅰ)과 “결합된” 시스템 Ⅱ(System Ⅱ)로 구분한다. 본 연구에 서는 불안전측인 시스템 Ⅰ을 설계응력 산정조건으로 사용하 였다. 따라서 슬래브 패널 하면과 AC 도상 사이의 접촉 조건 은 상면의 분리조건을 부여하여, 최악 조건인 슬래브 패널과 AC 도상이 분리거동을 할 수 있도록 마찰이 없는 접촉조건을 부여하였다.

Fig. 5

Finite element modeling of members

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Table 3

Material property for parts

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산정된 내외측 지지점 반력은 응력산정을 위한 FEM 구조 해석 시 재하 하중으로 전환하여 각각의 체결구에 재하된다.

AC 궤도는 2층 구조로 슬래브 패널과 하부 아스팔트 층으 로 구성되어 있다. Fig. (6)은 Odemark-Boussinesq이론의 개념 을 설명한 그림이며, Eisenmann과 Leykauf(2000(a), 2003(b)) 는 Boussinesq이론과 Odemark의 등가깊이 이론에 따라 다층 구조를 간단하게 산출할 수 있는 방법을 간단하게 Eq. (6)과 같이 제안하였다. 또한 흙노반 지반스프링 상수(k)는 Eq. (7) 을 이용하여 산정한다. 여기서 E1, E2E3는 각각 해당 층의 탄성계수이며, h1, h2는 해당 층의 층 두께이다. 또한 c는 보정 계수로서 아스팔트 지지층이나 비결합층은 0.9를, 콘크리트 지지층이나 결합층은 0.83의 계수를 사용한다.

Fig. 6

Equivalent depth to Odemark’s theory(Zoltán, et al., 2017)

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(6)
h x = c h 1 E 1 E 3 3 + c h 2 E 2 E 3 3

(7)
k = E 3 h x

슬래브 패널에 적용하는 AC 궤도의 구조해석 결과는 Figs. 7~8과 같으며, 열차하중에 의한 최대 휨인장 응력이 재하케이 스 LC-1∼LC-4 모두 슬래브 패널에서 발생하였다.

Fig. 7

Analysis result of longitudinal stress

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Fig. 8

Analysis result of lateral stress

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계절별 최대 휨 인장 응력은 Table 4와 같이 종방향 (1.46MPa), 횡방향(1.67MPa)가 체결구 위치의 패널 저부에서 나타나고, 패널의 상부에서는 최대 압축응력(2.9MPa)과 부 인장응력(0.3MPa)이 발생하였다.

Table 4

Evaluation of fatigue load and at the condition of live load

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2.2.3 사용하중에서의 피로하중 검토

슬래브 패널의 사용하중 상태에서의 피로하중 검토방법은 온도변화에 대한 콘크리트의 초기응력(fo ) 및 콘크리트 휨강 도를 산정(fr)하고, 콘크리트 구조물의 수명을 고려한 온도변 화에 의한 초기응력을 Eq. (8)을 통해 허용응력/휨강도 비(λ) 와 콘크리트 휨강도(fr )의 곱으로 허용응력(λfr )을 산정한 다(Eisenmann and Leykauf, 2003).

(8)
λ = ( log n 2 ) [ 0.0875 ( f o f r ) 0.07 ] + 0.8 f o f r

여기서, λ는 온도변화에 의한 초기응력을 고려한 허용응 력/휨강도 비, n은 AC 궤도 수명기간 동안 열차운행 횟수(200 만회), fo는 종 ․ 횡방향 온도 및 건조수축에 의한 초기응력, fr은 콘크리트 휨강도 ( f r = 2 f c t m = 2 ( 0.3 f c k 1 / 3 ) )이다.

패널의 사용하중(열차 축하중)에 의한 종․횡방향 설계응 력은 산출한 허용응력 값과 검토한 결과 Table 4와 같이 모두 허용응력 기준을 만족하는 것을 알 수 있다.

3. 설계 검증을 위한 성능시험

3.1 요구 성능 도출

AC 궤도용 슬래브 패널에 대한 설계 검증을 위한 기준은 EN 13230-2(CEN, 2016)을 적용하였다. 즉, 레일 좌면부의 설 계모멘트가 결정되면 Eq. (9)를 이용하여 기준 시험하중(Fr0) 을 산정하고 여기에 각 시험 항목별 증가계수를 곱하면 최종 적인 성능 기준을 설정할 수 있다. La,trans 및 La,long은 각각 레일 좌면부 휨 강도 시험 시 지점 중심간 거리이다. AC 궤도용 슬 래브 패널의 경우 La,trans와 La,long은 0.75 m이다. 증가계수 k1s, k2s, k1d, k2d는 prEN 13230-6(CEN, 2014)에 정의되어 있으며 성능 기준은 Table 5와 같으며, 요구성능 강도산정에 필요한 충격계수는 Table 6과 같다.

Table 5

Structural requirements of slab panels for ACT

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Table 6

Impact factor in UIC 713R(UIC, 2014)

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(9)
Fr 0 = 4M d L r -0.1 kN

3.2 정적 휨 강도 시험

정적 휨강도 시험하중은 설계모멘트(Md)와 동일한 모멘트 를 유발하는 하중으로 산정해야 한다.

슬래브 패널의 레일 좌면부는 열차 하중이 직접 전달되는 중요한 단면이므로, 이 단면에서 충분한 하중 저항 성능이 확 보되어야 한다. 따라서 AC 궤도용 슬래브 패널의 설계 요구성 능 기준을 검토하기 위하여 KRSA-T-2017–1004 –R0 (KRNA, 2017)에 따라 슬래브 패널을 Fig. 9와 같이 설치한 후 Fig. 10에 정의된 하중 재하 절차에 따라 정적 휨 강도 시험을 수행하였 다. Fig. 9(b)에서 레일 좌면부 경사 보정을 위해 1 mm철판을 추가하였는데 하중 재하 시 이로 인해 하중 재하 중심선 위치 에서는 하중재하판과 레일 좌면부간 접촉이 완벽하게 보장되 지 않을 수 있다.

Fig. 9

Test arrangements for static load test

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Fig. 10

Static test procedure at the rail-seat section for positive design approval test (Modified after EN 13230-2)

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그러나 가력 시 레일 좌면부 중앙부 일부를 제외한 나머지 부분은 하중재하판과 레일 좌면부간 면접촉이 이루어지며, 이는 Fig. 11(b)에서 확인가능하다. 즉, 만약 1 mm 경사 보정 철판으로 인해 편심 하중이 재하되었다면 휨 균열은 좌측 지 점으로 치우쳐 발생할 가능성이 높았겠으나 결과적으로 하중 중심선에 거의 대칭으로 휨 균열이 발생하였음을 Fig. 11(b) 에서 알 수 있다. 최초 균열 발생 하중(Frr)은 시험체 저면에서 상방향으로 15 mm 떨어진 지점가지 균열이 발생될 때의 하 중을 의미하며, 균열폭은 단계별 재하된 하중이 제거된 후 측 정되며 0.01 mm 단위까지 측정 가능한 휴대용 측미현미경(제 조회사 : Peak, 20배율)이 사용되었다. 기준 시험하중(Fr0)은 설계 결과가 반영되어 종방향 107.7 kN, 횡방향 63.1 kN이 적 용되었으며, 또한 슬래브 패널에 대한 설계 및 제작의 균일성 확보를 위하여 종방향 및 횡방향 슬래브 패널 각각 3개 (No.1~No.3)에 대해 시험을 수행하였다. 롤러 지점을 사용함 으로 인해 하중 재하 및 증가에 따른 지점부 응력집중 문제가 발생될 수 있으나 Fig. 11에서 알 수 있듯이 FrB 또는 Fr0.5 하 중 단계에서 지점부에 균열 또는 표면 콘크리트 탈락 등의 문 제점이 관찰되지 않았다.

Fig. 11

Representative fracture shape for static tests (Distance between the supports center line is 750 mm)

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종·횡방향에 대한 정적 휨 강도 시험결과는 Table 7과 같으 며, 균열 발생 양상은 Fig. 11과 같다. 각 시편별 최종 파괴모 드는 종·횡방향 시험체 6개 모두 휨 파괴로 관찰되었다. AC 궤도용 슬래브 패널의 정적 휨 강도 시험 결과에서 알 수 있듯 이, Frr, Fr0.05 및 FrB는 EN 13230-2(CEN, 2014)의 요구사항 을 만족하고 있다. 특히 최대 파괴하중은 요구성능 대비 약 2 배의 안전율을 확보하고 있음을 확인할 수 있다.

Table 7

Static test results for longitudinal and lateral specimens section of slab panels

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3.3 동적 휨 강도 시험

차륜과 레일의 표면요철, 레일 이음부, 장대레일 용접부 및 궤도틀림등에 의하여 열차 운행 시 궤도에 동적 충격하중이 가해질 수 있다. 예상하지 못한 수준으로 동적 충격하중이 슬 래브 패널에 작용하게 되면, 레일 좌면부에 균열이 발생될 수 있으며 충격이 반복 재하될 경우 슬래브 패널 파손으로 이어 질 수 있다. 따라서 설계된 AC 궤도용 슬래브 패널 레일 좌면 부의 동적 휨 강도를 확인하여야 한다. 이를 위해 정적 휨 강도 시험과 동일한 방법으로 슬래브 패널 시험체를 설치한 후 Fig. 12에 정의된 하중 재하 절차를 적용하여 레일 좌면부에 대한 동적 휨 강도 시험을 수행하였다. 균열폭은 단계별 재하 된 동적 하중이 제거된 후 측정되었으며, 정적 휨 강도 시험과 마찬가지로 휴대용 측미현미경이 사용되었다. 동적 휨 강도 시험 시 설계 및 제작의 균일성을 확인하기 위하여 슬래브 패 널 3개(No.1∼No.3)에 대해 시험을 수행하였다.

Fig. 12

Dynamic test procedure at the rail-seat section for positive design approval test (Modified after EN 13230-2)

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AC 궤도용 슬래브 패널의 동적 휨 강도 시험 결과는 Table 8과 같으며, 균열 발생 양상은 Fig. 13과 같다. 각 시편별 최종 파괴모드는 종․횡방향 시험체 6개 모두 휨 파괴로 관찰되었 다. 슬래브 패널의 동적 휨 강도 시험 결과에서 알 수 있듯이, AC 궤도용 슬래브 패널은 EN13230–2(CEN, 2016))의 요구사 항을 만족하고 있다. 동적 휨 강도 시험 시 최초 균열 하중, Fr0.05 및 Fr0.5는 정적 휨 강도 시험 시 최초 균열 하중보다 작 게 평가되었는데, 이는 동적 휨 강도 시험 시 동하중이 5,000 회씩 재하되며 동하중이 증가됨에 따라 단계별 하중이 누적 되어 피로도가 증가했기 때문으로, 성능기준 설정 시 동하중 에 대한 증가계수(kd)가 정하중 보다 작은 이유라고 할 수 있 다(Bae et al., 2018).

Table 8

Dynamic test results for longitudinal and lateral specimens of slab panels

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Fig. 13

Representative fracture shape of dynamic tests (Distance between the supports center line is 750 mm)

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4. 결 론

본 연구에서는 AC 궤도에 적용할 수 있는 사전제작형 콘크 리트 슬래브 패널 형상을 설계하고 유한요소해석을 통해 휨 인장응력 및 설계모멘트를 계산하였다. 또한 설계의 적정성 을 검증하기 위하여 EN 13230-2(CEN, 2016)에 의거 정적 휨 강도 및 동적 휨 강도시험을 수행하였으며, 다음과 같은 결과 를 도출하였다.

  • (1) 열차하중에 의해 슬래브 패널 하부에 발생하는 최대 인 장응력, 종․횡방향 궤도저항력 및 온도 영향에 따른 AC 도상의 변형 최소화를 고려할 때, 사전제작형 슬래 브 패널의 적정 규격은 길이 1.2m, 폭 2.4m, 레일 좌면부 높이 0.2m, 중앙부 0.15m이다.

  • (2) AC 궤도용 슬래브 패널에 대해 계절별 AC의 탄성계수 를 달리 적용하여 정적 유한요소해석결과, 슬래브 패널 에 작용하는 휨인장 응력에 대한 피로하중과 허용응력 값을 검토한 결과 모두 허용응력 기준을 만족하는 것을 알 수 있다.

  • (3) AC 궤도용 슬래브 패널에 대한 설계검증을 확인하기 위하여 정적 및 동적 휨강도 시험을 시행한 결과, EN 13230-2에서 요구하는 기준 성능을 모두 만족하였다.

본 연구를 통해 개발된 AC 궤도용 사전제작형 콘크리트 슬 래브 패널은 현재 영업선에 실제 부설되어 있으며, 계절별 모 니터링 결과, 설계요구성능을 충분히 만족하고 있음을 확인 하였다.

감사의 글

본 연구는 한국철도기술연구원 주요사업의 연구비 지원으 로 수행되었습니다.

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