2.1 받침장치 제작

실험체는 포항 지진에 의해 받침장치가 손상된 교량에 적용된 것과 유사한 탄성받침과 철근콘크리트 코핑부, 무수축몰탈, 쐐기 등 받침장치부 상세를 동일하게 모사하여 제작하였다. 코핑부는 1,200 mm × 1,000 mm × 500 mm 크기의 철근콘크리트로 제작되었으며, 콘크리트 설계압축강도는 24 MPa, 무수축몰탈은 40 MPa로 제작되었다. 쐐기는 SM355 재질의 크기 150 mm × 75 mm × 25 mm를 제작하여 상부판과 하부판 각각의 양측면 단부에 용접으로 고정하였다. 또한 받침장치는 표준시방서 KCS 24 40 05에 따라 설치하였으며 실험체의 형상을 Fig. 2에 나타내었다.

또한 교량 받침장치는 수직하중에 대한 설계 용량이 1,000 kN이고 전단스프링계수가 1,607 kN/m인 탄성받침을 이용하였으며, 탄성받침의 사양 및 규격을 Table 1에 나타내었다.

Fig. 2 Dimension and shape of tested specimen (unit: mm)

2.2 압축-전단 실험방법

지진에 의한 탄성받침장치 시스템의 무수축몰탈 및 쐐기유무에 따른 손상원인을 규명하기 위하여 Fig. 3과 같이 압축-전단실험을 실시하였다. 받침장치의 기준변위는 일반적인 고무계열 받침장치의 두께를 고려하여 전단변형률인 100%에 해당하는 값으로 가정하였다. 전단변형률 50%, 100%, 150%, 200%, 300%로 단계별로 실험을 실시하였으며, 재하시의 수직하중은 설계치인 1,000 kN을 재하 하였다. Fig. 4와 같이 실험속도는 KS 산업규격(^{KS F 4420, 2018})을 고려하여 2 mm/sec 이였으며, 전단변형에 대하여 3회 반복실험 후, 최종 300% 도달 후에는 받침장치의 파괴가 발생할 때까지 교축방향 및 교축직각 방향으로 각각 전단하중을 가력 하였다.

Fig. 3 Test setup of compress-shear loading

Fig. 4 Vertical and cyclic shear loading protocol

3.1 압축-전단 실험 결과

탄성받침의 전단강성은 수평방향으로 비선형성을 나타내는 고무의 재료 특성 때문에 계측시 전단강성의 정의에 따라 달라진다. 국제규격(ISO) 및 미국(AASHTO)에서는 받침에 요구되는 설계전단변형률의 하중 및 변위를 이용하며(^{ISO 22762-2, 2018}; ^{Yura et al., 2001}), 국내(KS) 및 유럽(Eurocode)은 하중-변위 곡선에서 선형 구간을 나타내는 지점에서의 하중 및 변위를 이용한다(^{KS F 4420, 2018}; ^{Eurocode, 2005}). 본 연구에서는 KS와 Eurocode에 의한 전단강성을 산출하여 평가하여 Fig. 5에 나타내었다. 쐐기가 설치된 교축직각방향의 전단강성은 쐐기의 영향으로 실험적으로 구할 수 없기 때문에 따로 평가하지 않았으나 교축방향과 동일할 것으로 판단된다. 전단변형률 50~200%의 범위에서는 전단변형률이 증가함에 따라 전단강성은 감소하는 경향을 나타내고 있으나, 300%에서는 증가하는 경향을 나타내었다.

Fig. 5 Shear stiffness depending on shear strain

교축방향과 교축직각방향에 대하여 각 단계별 최대 수평하중 및 변위 측정결과를 Fig. 6에 나타내었다.

Fig. 7(a)와 같이 전단변형률 50%까지는 교축방향과 교축직각방향의 최대하중은 유사한 양상을 나타내고 있으며, Fig. 7(b)와 같이 쐐기의 충돌 및 손상이 발생한 100% 이후 150%까지 교축직각방향으로 급격하게 하중이 증가하였으며, 쐐기의 영향으로 최대하중은 약 4.7~6.4배 증가하였다. Fig. 7(d) 및 Fig. 7(e)와 같이 변형된 쐐기에 의하여 받침장치의 측면 손상발생에 따라 수평하중에 대한 저항능력이 감소됨을 확인하였으며, 받침장치 측면 손상에 따라 변형률 300% 수준에서 약 70% 감소하였다. 또한 Fig. 7(f)와 같이 파괴시에는 수평하중의 약 30% 수준으로 감소하였다. 받침 장치에 설치된 쐐기의 유무에 따라 탄성받침의 전단거동은 다르게 평가되었으며, 쐐기가 충돌한 후 변형이 발생하면 쐐기와 받침장치 측면의 유격 거리가 짧아지는 원인으로 인하여 받침장치의 고무 또는 철판이 손상되는 것으로 나타났다. 이러한 손상은 받침장치의 수평강성을 약화시키며 거동 특성을 변화시키게 되어 교량의 내진성능을 저하시킬 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 6 Hysteresis loops for each specimen

Fig. 7 Comparison of hysteresis loops in steps of loading depending on wedge

3.2 외관조사 결과

각 하중단계별 육안조사를 실시하여 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 8(a)와 같이 쐐기가 없는 교축방향으로는 전단변형률 100% 수준에서 받침장치와 무수축몰탈 경계부를 따라 균열이 발생되었다. 전단변형률 200%에서 적층고무의 변형이 발생하였으며, 최종파괴시험까지 균열진전은 발생되지 않았다. 최종 파괴 시 수평하중 작용방향으로 무수축몰탈 중앙부의 균열이 발견되었다. 하지만 콘크리트 코핑부에서의 균열발생은 확인 되지 않았다.

Fig. 8(b)와 같이 교축직각방향 100%에서 무수축몰탈과 받침장치와의 경계부에서 균열이 발생하였다. 또한 받침장치의 고무와 쐐기사이의 접촉으로 인하여 쐐기의 일부 손상이 확인되었다. 200%에서 상부 플레이트에 설치된 쐐기의 용접부 파괴가 발생하였으며, 고무외피의 손상이 확인되었다. 최종 파괴 시 수평하중 작용방향으로 무수축몰탈 중앙부의 균열이 발견되었다. 그리고 쐐기 충돌에 의해 발생한 수평하중은 받침장치 하부에 타설된 무수축몰탈부에 인장하중을 도입시키며 무수축몰탈부 중앙부에 균열을 발생시키는 원인이 된 것으로 추정된다.

탄성받침은 역학적, 환경적인 영향으로 고무의 노화가 진행되고 결국에는 손상이 불가피하게 발생하게 된다. 따라서 받침장치의 노후화로 인해 받침장치의 수평강성이 감소할 경우, 지진으로 인한 받침장치의 최대 상대변위가 증가함을 예상할 수 있으며, 이는 받침장치를 지지하는 무수축몰탈의 균열과 앵커 볼트의 탈락 가능성이 증대할 수 있다. 이와 같이 모사 대상 교량은 준공 후 약 30년이 경과한 노후 교량인 점을 고려하면 받침장치의 노후화에 따라 포항지진 시 쐐기 충돌에 의한 수평하중 증가로 인하여 무수축몰탈부의 균열 발생 및 파괴를 발생시키는 주요한 원인이었을 것으로 추정된다.

Fig. 8 Inspection of rubber and wedge damage under test

Fig. 9 3D model of elastomeric bearing system

4.1 유한요소 해석 모델

포항지진 시 조사된 것과 같이 받침장치 본체 및 부속장치, 몰탈부, 받침콘크리트에 발생된 손상의 원인을 규명하기 위하여 유한요소 해석을 실시하였다. 본 연구의 유한요소해석은 범용소프트웨어인 ANSYS Workbench Ver. 17.1를 이용하여 수행하였으며, 탄성받침의 실제 거동을 모사할 수 있도록 무수축몰탈, 탄성받침을 포함하여 전체 받침시스템을 모델화 하였다. 해석결과에 의한 오차를 최소화하기 위하여 적절한 요소크기를 산정하였으며, 요소 수는 약 111,000개, 절점 수는 약 125,000개 이다. Fig. 9(a)와 같이 유한요소 해석모델은 무수축몰탈, 탄성받침장치, 앵커 및 앵커소켓의 총 4 종류로 모두 솔리드요소로 모델링 하였다. 본 연구에서는 지진시 발생된 받침장치의 균열 및 파손과 정적실험결과에서 도출된 앵커 소켓 주변의 콘크리트 균열 및 무수축몰탈부 균열 원인 검증을 위하여 탄성해석을 실시하였다.

유한요소해석 탄성받침이 실제 거동조건을 모사하기 위하여, Fig. 9(b)와 같이 경계조건은 무수축몰탈과 앵커소켓 사이 및 쐐기간의 상호작용 거동을 모델화 하기 위하여 경계면에 접촉요소(Contact element)를 적용하였다. 또한 수평력에 의한 콘크리트와 탄성받침하부 강재 사이의 마찰 메커니즘이 구현될 수 있도록 접촉요소를 적용하였다. Fig. 9(c)와 같이 하중의 적용순서는 실험과 동일하게 수직방향으로 설계하중을 가한 상태에서 변위를 수평방향으로 가하였다. 또한 해석에 필요한 기초 물성값은 압축-전단 실험을 통하여 획득된 자료를 사용하였다. 또한 유한요소해석에서 구속조건은 탄성고무받침의 실제 거동과 동일하도록 구성하였다.

Fig. 10 Comparison of load-displacement by test and FEM result

Fig. 11 Stress distribution of anchor socket, wedge and non-shrinkage mortar

4.2 유한요소 해석 결과

수평방향 해석시 하중은 총 2단계로 가력하여 실험조건과 동일한 조건으로 수평방향의 거동을 분석하였다. 전단변형률 100% 상태에서 실험결과와 해석결과의 수평방향 하중-변위를 Fig. 10에 나타내었다. 유한요소해석 결과 수평변위는 56.24 mm, 수평하중은 107.7 kN으로 실험결과와 약 2.5%의 오차를 나타내었다. 상기와 같이 실험결과와 해석결과는 유사한 결과를 나타내고 있으나, 해석결과가 실험결과에 비하여 크게 나타난 이유는 유한요소해석 모델링 시 점탄성 재료인 고무를 해석에 적용함에 있어 사용된 함수식의 차이에 따른 것으로 판단된다.

교축 및 교축직각방향에서 쐐기 유무에 따른 쐐기, 앵커소켓 및 무수축몰탈에 발생된 응력을 Fig. 11에 나타내었다. 쐐기가 설치되지 않는 교축방향의 전단변형율 50% 및 100%에서 상부구조로부터 전달되는 수직하중과 모사된 지진하중(수평하중)이 앵커 소켓 주변에 집중되고 있으며, 앵커 소켓에는 휨에 의한 인장력이 매우 작고 전단력이 지배적인 하중이 작용한 것으로 나타났다. 쐐기가 설치된 교축직각방향의 전단변형율 50%에서는 쐐기간 충돌이 발생하지 않아 교축방향과 유사한 경향을 나타내었다. 하지만 쐐기간 충돌이 발생하는 전단변형율 100%에서 상하부 플레이트와 쐐기를 고정하는 용접부 및 앵커 소켓에서 응력이 매우 크게 평가되었다. 또한 쐐기 충돌시 급격하게 증가된 수평력에 의하여 무수축몰탈 중앙부에 면외방향으로 휨응력이 발생하였다. 이와 같은 결과는 교축직각방향에 대한 실험결과와 유사하며, 받침장치의 무수축몰탈에 발생되는 균열은 지진시 급격하게 증가된 수평변위에 의하여 온도하중 및 풍하중에 의한 변위를 제어하기 위하여 설치된 상하부 쐐기간 충돌현상에 기인한 것으로 판단된다.