J Korean Soc Hazard Mitig 2017; 17(4): 29-39  https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2017.17.4.029
Development of a Semi-rigid Barrier Satisfying a Small Car Impact Speed of 130 km/h and a High Impact Severity of 272 kJ
Kijang Han*, Mangi Ko**, and Keedong Kim***
* Member, Ph.D Candidate, Department of Civil & Environment Engineering, Kongju National University,
** Member, Professor, Department of Civil & Environment Engineering, Kongju National University
Correspondence to: Member, Professor, Department of Civil & Environment Engineering, Kongju National University (Tel: +82-41-521-9306, Fax: +82-41-568-0287, E-mail: kkkim@kongju.ac.kr)
Received: May 16, 2017; Revised: May 18, 2017; Accepted: May 30, 2017; Published online: August 30, 2017.
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Abstract

A semi-rigid barrier, which was designed to resist a high impact severity of 272 kJ (13­ton bus-90 km/h-15°), was improved to ensure the occupant safety of a small car impact of 0.9­ton small car-130 km/h-20° by performing extensive finite element analyses (FEAs). To meet the occupant safety requirements of the small car impact, the gradient of small car lateral velocity-time history curve for the semi-rigid barrier designed to resist the high impact severity should be adjusted such that it was increased during the initial stage of impact and decreased before the occurrence of THIV. The semi-rigid barrier employing asymmetric slip block-outs with a length of 25 cm could achieve the intended pattern of the vehicle velocity gradients. And among the semi-rigid barriers using asymmetric slip block-outs the barrier with 3 rails provided better occupant safety compared to the barrier with 2 rails.

Keywords: Semi-rigid Barrier, Small Car Impact Velocity, THIV, Vehicle Velocity-time History
1. 서론

차량이 충돌할 때 차량용 방호울타리는 대형차 충돌의 강도요건과 소형차 충돌의 탑승자 안전 요건을 만족하도록 설계되어야 한다. 따라서 차량용 방호울타리가 효과적이기 위해서는 대형차 충돌에 대해서 충분한 강성과 강도를 보여야 하고 소형차 충돌에 대해서는 유연한 거동을 보여야 한다. 그러나 차량용 방호울타리가 2개의 상충되는 특성을 동시에 갖추는 것은 쉽지 않은 일이다.

차량용 방호울타리는 구조적 유연도에 따라 연성, 반강성, 그리고 강성 방호울타리로 분류된다(AASHTO, 2011). 약한 지주를 사용하는 연성 방호울타리는 약 4 m까지의 횡 방향 변위를 허용하며 낮은 방호등급 충돌에 효과적이다(Ray et al., 2009; Villwock et al., 2011). 연성 방호울타리는 높은 방호등급의 소형차 충돌에 대하여 낮은 방호등급의 소형차 충돌과 마찬가지로 탑승자의 안전이 좋게 나타나는 반면에 높은 방호등급의 대형차 충돌에 대해서는 매우 큰 차량 점유폭(vehicle working width)을 발생시키는 단점을 갖고 있다(Atahan et al., 2014; Borovinsek et al., 2010). 한편 강성 방호울타리는 횡 방향 변위를 허용하지 않으며 높은 방호등급의 충돌에 효과적이다(Beason et al., 1991; Bronstad et al., 1976). 강성 방호울타리는 연성과 반강성 방호울타리에 비하여 소형차 충돌에 대하여 탑승자의 안전이 좋지 않게 나타나지만 매우 제한된 차량 점유폭이 필요한 경우에는 유일한 해결 방안이다. 반강성 방호울타리는 약 1 m까지의 횡 방향 변위를 허용하며 중간 범위 방호등급의 충돌에 효과적이다(Cansiz et al., 2006). 중간 방호등급용 반강성 방호울타리는 유사한 차량 점유폭을 발생시키는 높은 방호등급용 반강성 방호울타리에 비하여 같은 충돌조건의 소형차 충돌에 대하여 탑승자 안전이 보다 좋게 나타난다(Bonin et al., 2009).

여기서 방호(혹은 성능)등급은 지정된 충돌 에너지를 발생시키는 대형차 충돌과 소형차 충돌의 특정 조합을 나타낸다. 일반적으로 성능기준의 방호등급이 증가함에 따라 대형차의 충돌에너지는 증가하는 반면에 소형차의 충돌에너지는 일정한 값으로 변화가 없다. 따라서 방호등급이 증가함에 따라 소형차와 대형차의 충돌에너지의 차이가 커지게 된다. 대형차의 높은 충돌에너지에 대하여 구조적으로 설계된 방호울타리가 소형차의 낮은 충돌에너지에 대하여 유연하게 거동하는 것이 어렵기 때문에 소형차와 대형차의 충돌에너지의 차이가 점점 커질 때 차량 점유폭을 일정하게 유지하면서 소형차와 대형차 충돌에 효과적인 방호울타리를 개발하는 것은 점점 더 어려워진다. 따라서 높은 방호등급의 대형차 충돌에 효과적인 강성 방호울타리가 연성과 반강성 방호울타리에 비하여 소형차 충돌의 탑승자의 안전에 보다 나쁜 영향을 주게 된다.

기존 방호울타리를 유사한 차량 점유폭을 낳는 보다 높은 방호등급으로 교체한다면 보다 증가된 대형차 충돌에너지를 저항할 수 있도록 방호울타리가 보다 큰 강성과 강도를 갖추어야한다. 따라서 보다 높은 방호등급의 방호울타리에 소형차가 충돌할 때 소형차의 충돌에너지가 변화하지 않음에도 불구하고 기존 방호울타리에 비하여 탑승자의 안전이 나빠질 것이다. 이러한 이유 때문에 대형차 충돌에너지의 크기에 상관없이 높은 방호등급 방호울타리의 성능평가에 적용되는 소형차 충돌속도가 일정한 크기로 변화하지 않는다. 따라서 본 연구에서는 SB5-B등급 대형차 충돌에너지에 대하여 개발된 반강성 방호울타리가 성능평가에 사용되는 일반적인 소형차 충돌속도 보다 30% 큰 130 km/h의 소형차 충돌속도를 만족시킬 수 있는 방안을 조사하고자 한다.

2. 스내깅과 탑승자 안전지수 THIV

본 연구에서는 0.9­톤 승용차-130 km/h-20° (68.4 kJ)의 소형차 충돌과 13­톤 버스-90 km/h-15° (272.1 kJ) 와 14­톤 트럭-85 km/h-15° (265.4 kJ)의 대형차 충돌을 수용하는 반강성 방호울타리가 개발될 것이다. 본 연구에서 개발될 반강성 방호울타리가 만족해야 할 구조적인 요건은 대형차 충돌에 대하여 0.8m 이하의 횡 방향 변위를 낳으며 대형차를 본래의 차선에 복귀시켜야 한다는 것이다. 그리고 탑승자의 안전 요건은 이론적인 머리 충격 속도(THIV)(MLIT, 2014; CEN, 2010), 충격 후 머리 감가속도(PHD)(MLIT, 2014), 그리고 가속도 심각도 지수(ASI)(CEN, 2010)가 각각 33 km/h, 20 g, 그리고 1.6 보다 작아야 한다는 것이다. 소형차의 높은 충돌속도와 대형차의 높은 충돌에너지에 비추어 볼 때 이러한 성능 요건은 상당히 엄격하다는 것을 알 수 있다. 다른 안전 관련 요건은 국내지침(MLIT, 2014)과 유럽 표준 EN1317(CEN, 2010)에 근거하여 검토될 것이다.

위의 충돌조건을 만족하는 반강성 방호울타리는 예비설계와 상세설계, 그리고 실물차량충돌시험을 통하여 개발된다. 본 연구에서는 실물차량충돌시험을 위한 최종 설계 모델이 제시될 것이다. 예비설계 과정에서는 횡방향 차량 충돌하중, 레일과 지주의 단면, 지주 높이, 레일의 위치 등이 결정된다. 횡방향 차량 충돌하중은 대형차 충돌조건과 허용 최대 횡변위를 Olson 모델(Olson et al., 1970)에 적용함으로써 결정될 수 있다. 보와 지주의 단면은 횡방향 차량 충돌하중이 발현될 수 있도록 파괴 메커니즘(AASHTO, 2007)을 사용하여 결정될 수 있고 지주의 높이와 레일의 위치는 다양한 차량이 방호될 수 있도록 결정된다. 상세설계는 소형차 충돌의 성능 평가가 만족될 수 있도록 예비설계를 개선시키면서, 다양한 해석모델에 대하여 LS-DYNA 프로그램(Hallquist, 2007)을 이용하는 유한요소해석(FEA)을 통하여 이루어진다.

대형차 충돌의 구조 적정성을 만족시키기 위하여 강한 지주(strong-post) 시스템이 사용될 때 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌에 대하여 탑승자 안전 요건을 만족시키기 위한 가장 결정적인 요소는 THIV를 감소시키는 것이다. 강한 지주 시스템에서는 높은 소형차 충돌속도에 대하여 THIV를 감소시키기 위해서 차량 바퀴의 스내깅(wheel snagging)을 최소화하기 위한 긴 길이의 블록-아웃(block-outs)이 사용되어야 한다. 차량 종방향과 횡방향 속도-시간 이력 곡선의 기울기가 충돌의 초기단계에서 크게 나타나고 THIV 발생시간 근처에서 작게 나타날 수 있게 하는 블록-아웃이 적용된다면 차량 바퀴의 스내깅(wheel snagging)이 최소화되어 THIV가 효과적으로 감소될 수 있다고 보고되었다(MLIT, 2013; Kim et al., 2016).

지금까지 13­톤 버스-90 km/h-15° (272.1 kJ)와 14­톤 트럭-85 km/h-15° (265.4 kJ)의 대형차 충돌조건과 함께 사용된 가장 높은 소형차 충돌조건은 0.9­톤 승용차-120 km/h-20° (MLIT, 2013; Kim et al., 2016)이고, 이러한 충돌조건을 사용하여 개발된 반강성 방호울타리는 다음 장에 제시되는 M2모델(Kim et al., 2016)이다. 본 연구에서는 13­톤 버스-90 km/h-15° (272.1 kJ) 와 14­톤 트럭-85 km/h-15° (265.4 kJ)의 대형차 충돌조건과 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌조건을 만족시킬 수 있는 강한 지주 시스템의 반강성 방호울타리가 제시될 것이다. 강한 지주 시스템의 반강성 방호울타리의 개발은 130 km/h의 소형차 충돌속도를 만족시킬 수 있도록 M2모델의 소형차 충돌 전용 블록-아웃을 개선함으로써 이루어질 것이다.

THIV 개념에서는 차량이 방호울타리에 충돌한 후 방호울타리에 부딪치면서 속도 변화를 겪으며 차량 내부의 3개의 충돌 면 중의 하나에 충돌할 때까지 탑승자는 계속해서 자유롭게 움직이는 물체로 간주된다. 속도 차이로 인한 이론적인 머리와 차량의 상대거리(flail distance)가 앞으로 0.6 m 그리고 옆으로 0.3 m일 때 탑승자의 이론적인 머리가 처음으로 차량 내부 충돌 면에 충돌하게 된다[10,11]. THIV는 머리와 차량 내부 충돌 면이 처음으로 접촉하는 시간(tT)의 차량 종방향 상대속도(Vx(tT) )와 횡방향 상대속도(Vx(tT) )의 합속도 (Vx2(tT)+Vy2(tT)) 로 정의된다. 머리와 차량 내부 충돌 면이 처음으로 접촉하는 시간(tT)은 소형차가 20°의 충돌각도로 방호울타리에 충돌할 때 머리가 차량의 내부 측면에 접촉하기 때문에 차량 횡방향 상대속도 곡선과 시간 축 사이의 면적이 0.3 m가 되는 순간으로 정의된다. 차량의 상대속도는 차량의 무게중심에 설치된 가속도계로부터 계측된 가속도를 적분함으로 결정된다. PHD(충격 후 머리 감가속도)는 머리와 차량 내부 충돌 면이 처음으로 접촉한 후에 머리가 받게 되는 10 ms 평균 종 방향과 횡 방향 가속도의 합가속도 중에서 최대값을 의미한다. 그리고 ASI(가속도 심각도 지수)는 차량 50 ms 평균 종 방향, 횡 방향, 그리고 수직 방향 가속도의 각 상응하는 한계가속도에 대한 비율의 합을 나타낸다.

3. 컴퓨터 시뮬레이션을 위한 입력변수의 보정

컴퓨터 시뮬레이션을 위한 입력 변수의 보정은 Fig. 2(a)에 보이는 M2 모델에 0.9­톤 승용차-120 km/h-20°의 소형차 충돌조건을 적용하는 실물차량 충돌시험 결과를 이용하여 이루어졌다. 차량 충돌위치는 24 m 길이 방호울타리의 시점에서 10 m 떨어진 곳이고 방호울타리의 시점과 종점에 위치한 지주는 레일 외에는 다른 부재에 의하여 지지되거나 정착되지 않았다.

Fig. 1.

Comparison of Full-scale Crash Test Results and FEA Results


Fig. 2.

Dimensions and Cross-sections for the M2 Model and the SH Rigid Barrier


컴퓨터 시뮬레이션은 충돌해석에 널리 사용되고 있는 3D 비선형 동적해석 프로그램인 LS-DYNA (Hallquist, 2007)를 사용하여 수행되었다. 미국의 국립 충돌 해석 센터(NCAC)에서 공개한 Geo Metro 모델(NCAC, 2007)이 소형차 충돌 컴퓨터 시뮬레이션의 소형차 모델로 사용되었다. Geo Metro 모델의 무게 중심은 지표면에서 0.515 m 높이 그리고 앞 범퍼에서 종 방향으로 1.638 m 거리에 위치하고 있다. Geo Metro 모델과 시험차량의 축간 거리와 무게중심 종방향 거리의 차이는 각각 1.1%와 3.0%로 나타났다. 본 연구에서는 성능평가를 만족시키는데 있어서 THIV 값이 가장 중요한 요소로 작용하기 때문에 THIV 값이 안전 측으로 가능한 정확하게 결정될 수 있도록 시뮬레이션 모델이 보정되었다.

Fig. 1(a)에 보이는 FEA 모델의 지주, 레일, 블록-아웃은 재료 비선형과 기하학적 비선형을 고려할 수 있는 완전 적분 쉘 요소를 사용하여 모델링되었다. 레일과 블록-아웃 그리고 지주와 블록-아웃 사이의 볼트 연결은 볼트의 축 방향 변형 효과를 고려할 수 있는 보 요소를 사용하여 모델링되었다. 차량과 방호울타리 사이의 접촉면에 automatic-general 접촉 모델이 사용되었고, 방호울타리 구성요소 사이와 타이어와 지표면 사이의 접촉면에는 surface-to-surface 접촉 모델이 사용되었다(Wang et al., 2013). 비탄성 대 변위를 겪는 방호울타리의 경우에 감쇠가 에너지 소산에 미치는 영향이 미미하기 때문에 감쇠는 고려되지 않았다. 레일과 블록-아웃의 큰 변형으로 인하여 소형차가 지주에 충돌할 때 가장 큰 THIV가 발생하기 때문에 안전 측으로 THIV를 결정하기 위하여 변형률 경화와 변형률 속도 효과가 무시되었다. 탄성-완전 소성 응력-변형률 관계와 250 MPa의 계측된 항복강도가 방호울타리 구성요소의 모든 재료모델에 적용되었다.

지주와 흙의 재료성질은 Fig. 1(b)에 보이는 것과 같은 지주 정적실험에 의하여 결정된 지주 횡 지지력-변위 관계를 이용하는 보정 과정을 통하여 결정되었다. 지주에 대한 흙의 지지력을 모델하기 위하여 지주 원주 둘레를 따라 등 간격으로 배치된 4개의 스프링 요소가 1.3 m의 매입 깊이를 따라 0.1 m의 간격으로 놓이게 되었다. 855 kN의 스프링 강성과 3.5-90 kN의 스프링 항복강도가 Fig. 1(b)에 보이는 것 같은 지주의 횡 하중-변위 관계를 적절하게 정의할 수 있었다. 스프링 항복강도는 매입 깊이의 증가에 따라 선형적으로 증가한다. 40 m 길이의 M2 모델에 약 200×103개의 해석요소가 메쉬 세분화 과정을 통하여 적용되었다.

차량 구성요소 사이에 적용된 0.2의 마찰계수가 방호울타리 구성요소 사이에도 적용되었다. 또한 차량과 방호울타리 사이의 접촉에도 0.2의 마찰계수가 적용되었다. 타이어와 노후화된 콘크리트 포장의 횡 미끄럼 마찰계수는 0.5에서 0.65 사이의 값이고 속도가 증가함에 따라 감소한다(Fricke, 1990). 본 연구에서는 120 km/h의 높은 충돌속도를 고려하여 0.5를 적용하였다.

Fig. 1(c)1(d)에는 실물차량 충돌시험과 FEA에 의해 결정된 차량 속도-시간이력과 THIV의 비교가 나타나 있다. 이들 Table 1으로부터 시뮬레이션 모델에 적용된 입력변수가 모델의 거동에 적절하게 작용하였음을 알 수 있다. Table 1은 FEA의 수치 안정에 대한 결과를 보여주고 있다. 시뮬레이션 모델은 어떠한 수치 불안정도 보이지 않았다. PIRT (Ray et al., 2010)를 이용하여 실물충돌시험 결과와 시뮬레이션 결과를 비교하고 차이를 평가하였다. PIRT에서 허용하는 실물충돌시험과 시뮬레이션 결과의 최대 차이는 20% 미만이다. 보정과정에서 결정된 THIV에 대한 시험과 시뮬레이션의 차이는 1.7%로 다양한 검토항목 중에서 가장 작게 나타났고 ASI에 대한 차이는 가장 크게 8.2%로 나타났다. 시뮬레이션 결과는 PIRT 기준을 만족시키면서 실물충돌 시험에 상당히 높은 일치된 상관관계를 보였다.

Table 1

Energy Balance of FEA Model

Model entityStage of simulationVerification criteriaQuantity valuePass? (Y/N)
Total energyGlobalThroughout≤10% total init. energy @t = 00.1%Y
Hourglass energyGlobalTermination≤5% total init. energy @t = 00%Y
Termination≤10% total internal energy @end0%Y

4. FEA를 이용한 반강성 방호울타리의 상세 설계

4.1 반강성 방호울타리 모델 M2

Fig. 2에 SH 강성 방호울타리(MLIT, 2013)와 M2 모델(MLIT, 2013; Kim et al., 2016)이 나타나 있다. SH 강성 방호울타리는 14­톤 트럭-85 km/h-15° (IS=265.4 kJ)의 대형차 충돌조건과 0.9­톤 승용차-120 km/h-20°의 소형차 충돌조건을 사용하여 개발된 가장 높은 성능등급의 강성 방호울타리이다. IS는12m(Vsinθ)2 으로 정의 되는 방호울타리에 충돌하는 차량의 횡 방향 운동에너지이다. 여기서 m은 차량질량, V는 차량의 충돌속도, 그리고θ 는 충돌각도이다(AASHTO, 2009). M2 모델의 방호울타리 높이는 Hirsh (Hirsch, 1985)에 의하여 제시된 설계식을 이용하여 1.02 m로 결정되었다. M2 모델의 제원과 단면은 Fig. 2에 나타나

있다. M2모델에 대하여 파괴 메카니즘 해석(AASHTO, 2007)을 수행하면 M2모델의 극한 저항력은 245 kN으로 나타난다. 이러한 극한 저항력은 Olson 모델에 안전 측으로 0.8 m의 횡 변위를 적용함으로써 결정된 235 kN의 설계 횡 하중을 저항할 수 있다.

2.5 m의 지주 간격을 갖는 M2모델의 지주 단면은 140 mm의 바깥지름과 4.5 mm의 두께를 갖는 원형 중공 단면이다. 125 mm의 바깥지름과 4.3 mm의 두께를 갖는 보강 지주가 Fig. 2와 같이 바깥지주 속으로 삽입되어 있다. 정적실험을 통하여 결정된 지주의 최대 횡 지지력은 48 kN이었다. 레일의 단면은 W형 단면에 비하여 각각 1.2배와 4.1배 이상의 단면적과 단면2차 모멘트를 갖는 것으로 구성되었다. 소형차가 강하게 지주에 충돌하는 현상을 방지하기 위하여 200 mm 길이의 블록-아웃을 중간과 하부 레일에 사용함으로써 중간과 하부 레일은 지주에 직접 연결된 상부 레일 보다 200 mm 더 도로방향으로 튀어 나왔다. 중간 레일과 하부 레일에 사용된 블록-아웃의 축 방향 강성과 에너지 소산 능력이 FEA를 통하여 Fig. 3에 보이는 것처럼 결정되었다. FEA를 통하여 결정된 중간 레일과 하부 레일에 사용된 블록-아웃의 축 방향 강성은 각각 1.0 kN/mm와 35.5 kN/mm이었다.

Fig. 3.

Axial Stiffness and Dissipated Energy of M2 and M4 Block-outs


Fig. 4에 보이는 M2 모델의 하부 레일에 사용된 비대칭 슬립 블록-아웃은 THIV 발생시간 tT 전에서 차량 횡 방향 속도-시간 이력곡선의 기울기를 감소시키기 위하여 블록-아웃의 축 방향 강성이tT 전에서 감소되도록 설계되었다. 비대칭 슬립 블록-아웃의 차량진행방향 앞쪽 연결의 미끄럼은 블록-아웃에 연결된 채널 부재의 움직임으로 발생된다. 그리고 채널 부재의 움직임은 초기 충돌하중에 의하여 촉발된다. Fig. 4에 보이는 블록-아웃 날개의 각도α가 차량진행방향 앞쪽 연결의 미끄럼으로 인하여 증가된다. 따라서 블록-아웃의 축 방향 강성이 블록-아웃 날개의 증가된 각도로 인하여 감소될 수 있다. M2 모델의 모든 구성요소는 235 MPa의 항복강도와 400 MPa의 극한강도를 갖는 SS400 구조용 강재로 이루어져 있다.

Fig. 4.

Block-outs of M2 Model


Table 2Fig. 5에는 4개의 방호울타리에 대하여 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌조건을 적용하여 FEA에 의해 결정된 차량 속도-시간 이력과 탑승자 위험지수가 나타나 있다. Table 2Fig. 5의 결과는 반강성 방호울타리의 CIP(critical impact point)를 이용하여 결정되었다. 차량 진행이 오른쪽에서 왼쪽으로 이루어 질 때 첫번째 충돌위치(IP1)는 지주로부터 오른쪽으로 730 mm 떨어진 곳이고 2번째에서 4번째까지의 충돌위치(IP2~IP4)는 IP1에서 연속적으로 각각 100 mm씩 오른쪽으로 떨어진 위치이다. 지주간격 1.5 m와 지주간격 2.5 m를 갖는 방호울타리의 CIP는 IP2이고 지주간격 3.5 m를 갖는 방호울타리의 CIP는 IP4이다. Fig. 5에 있는 원형기호는 THIV가 발생한 시간을 나타낸다. 4개의 차량 속도-시간 이력 중에서 하나는 SH 강성 방호울타리에 대한 것이고 나머지 3개는 지주간격 이외의 모든 구성요소가 동일한 반강성 방호울타리에 관한 것이다. 2.5 m의 지주간격을 갖는 반강성 방호울타리는 M2 모델과 동일한 것이다. 3.5 m 지주간격을 갖는 반강성 방호울타리에 대하여 13­톤 버스-90 km/h-15° (272.1 kJ)의 대형차 충돌조건을 적용하면 최대 소성 횡 변위가 대형차 실물충돌시험에 의해 결정된 M2 모델(2.5 m 지주간격)의 최대 소성 횡 변위 0.71 m를 훨씬 초과할 것이다. 따라서 0.8 m의 최대 횡 방향 변위 목표를 만족하기 위해서는 2.5 m 이하의 지주간격이 필요할 것으로 예상된다.

Table 2

Occupant Risk Indices of M2 Model by FEA

Occupant risk indicesTHIV (km/h)Vx(tT) (km/h)Vy(tT (km/h)ASI
SH rigid35.711.633.72.1
Post spacing 1.5 m33.715.430.01.62
Post spacing 2.5 m34.215.630.01.56
Post spacing 3.5 m34.415.530.71.53

Fig. 5.

Vehicle Velocity-time Histories of M2 Model by FEA


Table 2를 살펴보면 3.5 m, 2.5 m, 그리고 1.5 m 반강성 방호울타리와 SH 강성 방호울타리 모두 THIV 값이 한계치 33 km/h를 초과하여 탑승자 성능기준을 만족하지 못하였다. 지주간격이 증가할 때 방호울타리의 강성이 감소하여 THIV가 개선될 것으로 예상되었으나 130 km/h의 소형차 충돌속도에 대해서는 예상과 반대로 지주 간격이 감소될 때 THIV가 감소되었다. 그러나 지주간격이 0인 반강성 방호울타리로 간주될 수 있는 SH 강성 방호울타리의 THIV는 모든 반강성 방호울타리의 THIV 보다 크게 나타났다.

Fig. 5에서 대형차 충돌조건을 만족시킬 수 있을 것으로 예상되는 1.5 m와 2.5 m의 지주간격을 갖는 방호울타리에 대한 차량 속도-시간이력 곡선을 살펴보면 종 방향의 경우에는 2개의 방호울타리 모두 감속기울기가 작게 나타나는 구간에서 THIV가 발생하였다. 횡 방향 차량속도-시간이력의 경우에는 THIV 발생시간 tT 이후의 감속기울기가 1.5 m 지주간격의 방호울타리에 대해서는 상당한 시간동안 증가하는 반면에 2.5 m 지주간격의 방호울타리에 대해서는 바로 감소하는 경향을 보였다. 또한 1.5 m 지주간격을 갖는 방호울타리의 차량 횡방향 속도-시간 이력곡선의 감속이 1.5 m 지주간격 방호울타리의 큰 횡 방향 강성 때문에 2.5 m 지주간격 방호울타리의 감속에 비하여 상당히 크게 나타났다. 이러한 현상을 고려해 볼 때 2.5 m 지주간격을 갖는 방호울타리에 대한 차량 횡방향 속도-시간 이력곡선을 보다 용이하게 변화시킬 수 있을 것으로 예상된다. 따라서 2.5 m 지주간격을 갖는 방호울타리(M2모델)가 1.5 m 지주간격을 갖는 방호울타리에 비하여 THIV가 약간 크게 나타났음에도 불구하고 비대칭 슬립 블록-아웃의 개선을 통하여 THIV의 한계치를 만족시킬 가능성이 높을 것으로 판단되었다.

Fig. 4에 보이는 비대칭 슬립 블록-아웃은 0.9­톤 승용차-120 km/h-20°의 소형차 충돌조건에 대하여 THIV 발생시간 전에 차량 횡방향 속도-시간 이력곡선의 기울기가 감소되도록 설계되었다. 그러나 이 블록-아웃은 130 km/h의 소형차 충돌속도에 대해서는 만족스러운 거동을 하지 못하여 차량 감속 기울기의 변화가 THIV 발생시간 이후로 지체되어 Vy(tT) 가 예상보다 크게 나타났다. 130 km/h의 소형차 충돌속도에 대해서Vy(tT)를 감소시키기 위해서 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 감소시키는 방안 (tT 증가)과 차량 횡 방향 감속 기울기를 증가시켰다가 감소시키는 방안(tT 감소)이 검토될 수 있다. THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 감소시키는 방안은 Fig. 4에 보이는 블록-아웃의 왼쪽날개 각도를 증가시켜서(M2-m) 블록-아웃의 강성을 감소시킴으로써 이루어질 수 있을 것으로 예상된다. 그리고 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 증가시켰다가 감소시키는 방안은 M2-m 방안에 더하여 오른쪽날개에 격벽을 추가함으로써(M3) 달성될 수 있을 것으로 예상된다.

4.2 반강성 방호울타리 모델 M2-m과 M3

THIV 발생시간의 차량 횡 방향 상대속도Vy(tT)를 감소시키기 위하여 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 감소시키는 방안(tT 증가)과 차량 횡 방향 감속 기울기를 증가시켰다가 감소시키는 방안(tT 감소)이 고려될 수 있다. THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 감소시키기 위하여 M2 모델의 비대칭 슬립 블록-아웃(Fig. 4(b))이 블록-아웃 왼쪽 날개각도β를 60 °로 증가시켜서 강성을 감소시킨 블록-아웃으로 교체되었다(M2-m 모델). 그리고 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 증가시켰다가 감소시키기 위하여 M2 모델의 비대칭 슬립 블록-아웃(Fig. 4)이 블록-아웃 왼쪽날개 각도β를60 ° 로 증가시키고 오른쪽 날개에 격벽을 설치한 블록-아웃(Fig. 6)으로 교체되었다(M3 모델). M2-m 모델과 M3 모델의 모든 구성 요소는 블록-아웃을 제외하고 M2 모델과 동일하다.

Fig. 6.

Asymmetrical Slip Block-out of M3 Model


Fig. 7에는 CIP(critical impact point)에 대하여 결정된 Vx -시간 이력과Vy -시간 이력이 나타나 있다. M2-m 모델은 THIV 발생시간 tT 전의 후반기 동안에Vx 기울기와Vy 기울기가 M2 모델의 상응하는 기울기에 비하여 작게 나타났다. 그리고 M3 모델은 THIV 발생시간 tT 전의 후반기 동안에Vx 기울기와 Vy 기울기가 M2 모델의 상응하는 기울기에 비하여 후반기의 절반은 크게 나타나고 나머지 절반은 작게 나타났다. 따라서 예상했던 바와 같이 M2-m 과 M3 모델의 THIV는 M2 모델 보다 작게 각각 33.6과 33.3 km/h로 나타났으나 33 km/h의 THIV 한계치를 만족하지 못하였다. 블록-아웃 왼쪽 날개의 각도를 증가시키는 방안(M2-m)이 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 약간 감소시켰지만 THIV 한계치를 만족할 만큼Vy(tT)를 충분하게 감소시키지 못하였다. 또한 블록-아웃 왼쪽 날개의 각도를 증가시키고 오른쪽 날개에 격벽을 설치하는 방안(M3)도 THIV 발생시간 전에 차량 횡 방향 감속 기울기를 증가시켰다가 약간 감소시켰지만 THIV 한계치를 만족할 만큼Vy(tT)를 충분하게 감소시키지 못하였다.

Fig. 7.

Vehicle Velocity-time Histories of M2-m and M3 Models by FEA


소형차가 강하게 지주에 충돌하는 현상을 방지하기 위하여 M2, M2-m, 그리고 M3 모델의 중간과 하부 레일에 200 mm 길이의 블록-아웃이 적용되었다. 그러나 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌조건에 대하여 200 mm 길이의 블록-아웃이 지주와 소형차의 충돌을 완전하게 방지할 정도의 충분한 에너지 소산능력을 나타내지 못하였다. 블록-아웃의 길이를 200 mm 보다 증가시켜서 블록-아웃의 에너지 소산능력을 증가시킨다면 THIV 발생시간의 차량 종 방향과 횡 방향 상대속도Vx(tT)와Vy(tT)가 감소될 수 있을 것으로 예상된다.

4.3 반강성 방호울타리 모델 M4

THIV 발생시간의 차량 종 방향과 횡 방향 상대속도Vx(tT)와Vy(tT)가 감소될 수 있도록 M2 모델의 중간 레일과 하부레일에 사용되는 블록-아웃의 길이가 Fig. 8과 같이 250 mm로 증가되었다(M4 모델). M4 모델의 모든 구성요소는 블록-아웃을 제외하고 M2 모델과 동일하다. M4 모델의 중간레일과 하부레일에 적용된 블록-아웃의 축 방향 강성과 에너지 소산 능력이 Fig. 3에 나타나 있다. M2 모델의 상응하는 블록-아웃에 비하여 M4 모델의 중간과 하부레일에 사용된 블록-아웃의 에너지 소산능력은 각각 14%와 200% 증가한 반면에 강성은 길이 증가로 인하여 약간 감소되었다.

Fig. 8.

Block-outs of M4 Model


Fig. 9에는 CIP (critical impact point)에 대하여 결정된Vx -시간 이력과Vy -시간 이력이 나타나 있다. M4 모델은 THIV 발생시간 tT 전의Vx 기울기와Vy 기울기가 M2 모델의 상응하는 기울기에 비하여 작게 나타났다. 따라서 M4 모델의Vx(tT)와Vy(tT)가 M2 모델의Vx(tT)와Vy(tT)보다 작게 나타났고 THIV 또한 M2 모델 보다 작게 나타났다. Table 3에는 CIP를 포함한 다양한 충돌위치에 대하여 결정된 탑승자 위험지수(THIV, PHD, ASI)가 나타나 있다. THIV 관점에서 CIP는 IP3로 나타났다. IP3의 THIV는 한계치 33 km/h 보다 약 3.2% 작게 나타났고 PHD는 한계치 20 g 보다 약 1.5% 작게 나타났다. 따라서 국내지침의 탑승자 성능평가기준을 만족하였다. 그리고 ASI는 1.44로 나타나 유럽기준 IS 성능등급의 C 등급으로 분류되었다.

Fig. 9.

Vehicle Velocity-time Histories of M4 Model by FEA


Table 3

Occupant Risk Indices of M4 Model for Various Impact Points by FEA

Occupant risk indicesTHIV (km/h)PHD (g)ASI
IP131.4017.81.39
IP231.8617.41.41
IP331.9319.71.45
IP431.1019.81.44
IP530.0618.81.44

Fig. 10에는 M4 모델에 대한 14 톤 트럭과 13 톤 버스의 대형차 충돌을 예측하기 위한 FEA 모델이 나타나 있다. 14­톤 트럭-85 km/h-15°의 대형차 충돌조건을 적용하는 FEA에 의해서 결정된 M4 모델의 최대 소성 횡 변위는 0.88 m로 나타나 1.0 m의 한계치를 만족하였다. 14­톤 트럭 모델은 유럽기준의 HGV-16 ton 차량 모델(Bonin et al., 2009)을 무게중심이 변하지 않도록 집중질량을 조정하여서 14 톤 트럭 모델로 수정되었다. 또한 13­톤 버스-90 km/h-15°의 대형차 충돌조건을 적용하는 FEA에 의해서 예측된 M4 모델의 최대 소성 횡 변위는 0.90 m로 나타나 방호울타리의 구조성능 기준 1.0 m의 한계치를 만족하였다.

Fig. 10.

FEA Models for Large Car Impacts of M4 Model


4.4 반강성 방호울타리 모델 M5

M5 모델에는 제작과 설치가 보다 용이하도록 M4 모델에 비하여 레일의 숫자가 1개 더 적은 2개의 레일이 사용되었다. M5 모델은 M4 모델의 중간과 하부레일을 1개의 레일로 통합하여 하부레일로 적용하고 M4 모델의 하부레일 블록-아웃을 높이만 증가시켜 M5 모델의 하부레일에 적용한 점 이외의 것은 M4 모델과 동일하다. Fig. 11(a)에 나타나 있는 M5 모델 하부레일의 단면적, 단면2차모멘트, 그리고 소성단면계수는 M4 모델 중간레일과 하부 레일의 상응하는 단면특성의 합과 각각 유사하게 나타나도록 설계되었다. M5 모델 하부레일에 적용된 블록-아웃(Fig. 11(b))의 축 방향 강성과 에너지 소산 능력이 Fig. 3에 나타나 있다. M5 모델 하부 블록-아웃의 축 방향 강성과 에너지 소산능력은 M4 모델의 하부 블록-아웃에 비하여 100% 증가되었다.

Fig. 11.

Block-outs of M5 Model


Fig. 12에는 CIP(critical impact point)에 대하여 결정된 Vx -시간 이력과Vy -시간 이력이 나타나 있다. THIV 발생시간 tT 전의 M5 모델의Vx 기울기가 M4 모델의 상응하는 기울기와 유사한 반면에 M5 모델에는 소형차의 후드에 추가적인 변형을 발생시키는 중간레일이 없기 때문에 M5 모델의Vy 기울기는 M4 모델의 상응하는 기울기에 비하여 작게 나타났다. 따라서 M5 모델의 THIV 발생시간 tT 가 M4 모델의tT 보다 크게 나타났고 M5 모델의Vx(tT) 가 M4 모델의Vx(tT) 보다 크게 나타났다. M5 모델의Vy(tT)는 M4 모델의Vy(tT)와 비슷하였다. 따라서 M5 모델의 THIV가 M4 모델 보다 크게 나타났다. Table 4에는 CIP를 포함한 다양한 충돌위치에 대하여 결정된 탑승자 위험지수(THIV, PHD, ASI)가 나타나 있다. THIV 관점에서 CIP는 IP3로 나타났다. IP3의 THIV는 한계치 33 km/h 보다 약 1.0% 작게 나타났고 PHD는 한계치 20 g 보다 약 32.5% 작게 나타났다. 따라서 국내지침의 탑승자 성능평가기준을 만족하였다. 그리고 ASI는 1.40로 나타나 유럽기준 IS 성능등급의 B 등급으로 분류되었다.

Fig. 12.

Vehicle Velocity-time Histories of M5 Model by FEA


Table 4

Occupant Risk Indices of M5 Model for Various Impact Points by FEA

Occupant risk indicesTHIV (km/h)PHD (g)ASI
IP129.7016.01.36
IP231.7214.81.39
IP332.6613.51.40
IP431.5015.01.39
IP530.9214.71.39

14­톤 트럭-85 km/h-15°의 대형차 충돌조건을 적용하는 FEA에 의해서 결정된 M5 모델의 최대 소성 횡 변위는 0.91 m로 나타나 1.0 m의 한계치를 만족하였다. 또한 13­톤 버스-90 km/h-15°의 대형차 충돌조건을 적용하는 FEA에 의해서 예측된 M4 모델의 최대 소성 횡 변위는 0.94 m로 나타나 방호울타리의 구조성능 기준 1.0 m의 한계치를 만족하였다.

5. 결론

본 연구에서는 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌과 13­톤 버스-90 km/h-15° (272.1 kJ) 와 14­톤 트럭-85 km/h-15° (265.4 kJ)의 대형차 충돌을 수용하는 반강성 방호울타리가 FEA를 통하여 개발되었다. 272.1 kJ의 대형차 충돌에너지를 저항하도록 설계된 방호울타리가 0.9­톤 승용차-130 km/h-20°의 소형차 충돌에 대하여 탑승자 성능평가기준을 만족시키기 위하여 차량 횡 방향 속도-시간이력의 기울기가 충돌 초기에 크게 나타나다가 THIV 발생시간 전에 감소되도록 조정되어야만 했다. 250 mm 길이의 비대칭 슬립 블록-아웃을 사용하는 반강성 방호울타리가 차량 횡 방향 속도-시간이력의 기울기를 의도한 패턴으로 달성할 수 있었다. 횡 방향 강성이 비슷하도록 레일 단면의 크기와 레일의 수가 조정된 3개 레일과 2개 레일로 구성된 2개의 반강성 방호울타리에 250 mm 길이의 비대칭 슬립 블록-아웃을 하부 레일에 적용하는 경우에 3개의 레일이 사용된 반강성 방호울타리가 중간레일로 인한 에너지 소산 때문에 2개의 레일이 사용된 반강성 방호울타리에 비하여 보다 더 좋은 탑승자 안전성능을 나타내었다. 보다 높은 성능등급에 대하여 대형차의 충돌에너지가 증가할 때 소형차의 충돌에너지도 증가할 수 있는지 조사하기 위하여 본 연구에 사용된 272.1 kJ의 충돌에너지 보다 더 큰 충돌에너지에 대하여 설계된 반강성 방호울타리에 대하여 소형차 충돌속도를 증가시킬 수 있는지에 관한 추가적인 연구가 필요하다.

감사의 글

본 연구는 국토교통기술촉진연구사업의 연구비지원(16CTAP-C116688-01)에 의해 수행되었습니다.

References
  1. AASHTO (2007). AASHTO LRFD Bridge Design Specifications 4th ed .
  2. AASHTO (2009). Manual for Assessing Safety Hardware , Washington DC.
  3. AASHTO (2011). Roadside Design Guide 4th ed .
  4. Atahan A.O, Yücel A.Ö, and Erdem M.M. (2014) Crash testing and evaluation of a new generation L1 containment level guardrail. Journal of Engineering Failure Analysis 38, 25-37.
    CrossRef
  5. Beason W.L, Ross H.E, Perera H.S, and Marek M. (1991) Single-Slope Concrete Median Barrier. Transportation Research Record , 11-23.
  6. Bonin G, Cantisani G, Ranzo A, Loprencipe G, and Atahan A.O. (2009) Retrofit of an existing Italian bridge rail for H4a containment level using simulation. International Journal of Heavy Vehicle Systems 16, 258-270.
    CrossRef
  7. Borovinsek M, Vesenjak M, Ulbin M, and Ren Z. (2010) Simulation of crash tests for high containment levels of road safety barriers. Journal of Engineering Failure Analysis 14, 1711-1718.
    CrossRef
  8. Bronstad M.E, Calcote L.R, and Kimball C.E. (1976). iConcrete Median Barrier Research Volume I Executive Summary. FHWA-RD-77-3 .
  9. Cansiz O.F, and Atahan A.O. (2006) Crash test simulation of a modified thrie-beam high containment level guardrail under NCHRP Report 350 TL 4-12 conditions. International Journal of Heavy Vehicle Systems 13, 2-18.
    CrossRef
  10. Committee for European Norms (2010). Road restraint systems Part 2: Performance classes, impact test acceptance criteria and test methods for safety barriers including vehicle parapets EN 1317-2 . European Committee for Standardization, Brussels.
  11. Fricke L.B. (1990). Traffic Accident Reconstruction . Traffic Institute Report, Northwestern University.
  12. Hallquist J.O. (2007). LS-DYNA Keyword User's Manual . Livermore Software Technology Corporation, Livermore, CA.
    Pubmed KoreaMed
  13. Hirsch T.J. (1985). Longitudinal barriers for buses and trucks state of the art (FHWA/TX-86/32+416-2F) . Texas Transportation Institute, Texas A&M University System College Station.
  14. Kim K, Ko M, Kim D, Joo J, and Jang D. (2016) Strategy to increase the speed of a small car impact to a semi-rigid barrier designed for high impact severity. International Journal of Crashworthiness 21, 310-322.
    CrossRef
  15. Ministry of Land Infrastructure and Transport (2013). Development of Road Safety Technologies for SMART Highway. Land Transport R&D Report 07TI-A01 . Korea Agency for Infrastructure Technology Advancement, Korea.
  16. Ministry of Land Infrastructure and Transport (2014). Guide for the Installation and Maintenance of Roadside Safety Features – Vehicle Protection Systems Korea .
  17. National Crash Analysis Center (2007). Finite Element Model Archive . The National Crash Analysis Center, The George Washington University, Loudoun, VA.
  18. Olson R.M, and Post E.R. (1970). Tentative Service Requirements for Bridge Rail Systems. NCHRP Report 86, Highway Research Board .
  19. Ray M.H, Mongiardini M, and Plaxico C.A. (2010). Procedures for Verification and Validation of Computer Simulation Used for Roadside Safety Application. NCHRP project 22-24, NCHRP Web- Only Document 179, Transportation Research Board .
  20. Ray M.H, Silvestri C, Conron C.E, and Mongiardini M. (2009) Experience with cable median barriers in the United States:Design standards, policies, and performance. Journal of Transportation Engineering 135, 711-720.
    CrossRef
  21. Villwock N.M, Blond N, and Tarko A.P. (2010) Cable Barriers and Traffic Safety on Rural Interstates. Journal of Transportation Engineering 137, 248-259.
    CrossRef
  22. Wang Q, Fang H, Li N, Weggel D.C, and Wen G. (2013) An efficient FE model of slender members for crash analysis of cable barriers. Engineering Structures 52, 240-256.
    CrossRef


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