1. 서 론
일체형 교대 접속부(Integral Abutment, IA)구조는 뒤채움을 선 시공하여 접속부를 구성하고, 접속부의 침하가 안정화된 후 교대 시공하여 일체화한 구조이다(Fig. 1). 시공 중 뒤채움부에서의 침하 발생을 최대한 유도한 후 교대를 건설함으로써 일반적으로 침하관련 유지보수 문제가 많이 발생하는 접속부의 잔류침하를 최소화할 수 있는 특징이 있다. 동 구조는 뒤채움을 선 시공하여 토체를 자립시킨 후 교대를 전면에 시공함으로써 교대에 작용하는 수평 토압 또한 저감시킬 수 있다. 저감된 수평 토압을 적용하면 교대 및 교대 기초를 보다 슬림하게 설계할 수 있다. 일체형 교대 접속부 구조는 향후 일체형 교량(Integral Bridge, IB)을 개발하기 위한 전 단계의 연구이다(Fig. 2).
일체형 교량은 교량-교대-접속부를 일체화한 구조로, 수평토압 저감 이외에 교량 받침 및 신축이음의 제거를 통한 유지보수 비용 저감이 가능한 장점이 있다. 그러나, 일체형 교량은 거더와 교대가 분리된 일반 교량구조와 달리 교량 상부구조의 온도변화에 따른 신축거동, 열차의 시제동 하중 및 장대레일 축력 발생 등 교량 상부로부터의 하중이 교대 및 뒤채움 접속부에 직접적으로 영향을 미친다. 본 연구에서는 교대의 하중분담을 완화하기 위하여 접속부에 뒤채움보다 강성이 낮은 완충구간을 설치하여 교대의 수평변위를 흡수하는 방법을 제안하였다. 완충구간의 설치에 따른 교대 접속부의 거동 변화는 과도한 변위 발생 등의 안정성 저하를 야기할 수 있으므로 수평하중에 대한 교대의 수평거동을 정확히 파악할 필요가 있다.
도로에서 적용되고 있는 일체식 교대 및 교량은 상부구조와 말뚝 및 교대가 일체로 구성된 교량이다. 관련된 연구로는 H-말뚝의 횡방향 및 축방향 거동에 관한 연구(Park et al., 2001), 교대의 토압과 변위에 관한 연구(You et al., 2003), 말뚝-교대 연결부 거동에 관한 연구(Kim et al., 2009) 등이 수행된 바 있다. 일체식 교대 및 교량은 무다짐 뒤채움층과 성토층간의 다짐도 차이로 인해 접속 슬래브의 침하를 유발시킬 수 있고, 교량 상부구조의 온도신축으로 인하여 교대 배면에 과도한 수동 토압이 발생하는 단점을 가지고 있다(Park and Nam, 2007). 교대 접속부의 일체화 구조에 대한 연구는 Tatsuoka et al. (2009)의 모형시험과 Koda et al. (2013)의 실대형 반복하중 시험 등이 수행되었다. 국내에서는 Kim and Jeong (2015)의 연구에서 토목섬유, 철근망 및 시멘트 처리된 자갈로 보강된 일체식 교대를 제안하였으며, 교대 접속부 일체화에 의한 수평토압 저감 및 말뚝 설치 수 감소 가능성을 발표하였다. 또한, Kim and Kim (2020)은 일체형 교대 접속부 구조물에 대한 수치해석을 통하여 수평 지반반력계수를 평가하고 기존 교대와 비교 분석한 바 있다. 그러나 일체형 교대 접속부에서 뒤채움보다 강성이 낮은 완충구간의 설치에 대한 연구는 찾아보기 힘들다.
본 연구에서는 수평 하중에 대한 완충구간을 갖는 교대 접속부 일체화 구조물의 시험체를 설계 및 시공하고 수평 하중을 가하여 수동 수평 지반반력계수를 평가하였다. 또한, 교대 접속부 일체화 구조물을 2차원 유한요소로 모델링하고 수평 재하 시 거동을 분석하였다.
2. 일체형 교대 접속부 수평 재하시험
2.1 교대 접속부 시험체의 구성
수평 재하시험을 위하여 높이 3.6 m, 길이 5.0 m, 폭 4.4 m의 일체형 교대 접속부 시험체를 Fig. 3과 같이 설계하였다. 교대 안정성을 고려하여 높이 30 cm, 폭 60 cm, 길이 2 m의 철근망과 설계인장강도 100 kN/m의 지오그리드를 이용하여, 1층 높이 30 cm로 12층으로 설계하였다. 접속부 1층의 시공순서는 ① 지오그리드 포설, ② 철근망 설치 ③ 뒤채움 및 완충구간 재료 포설 ④ 다짐의 순서로 진행하였으며 뒤채움과 완충구간은 다짐 높이 15 cm 두께로 1톤 롤러를 이용한 진동 인력다짐으로 층다짐 하였다.
뒤채움 재료는 중량비 3%의 시멘트 처리된 자갈을 사용하였다. 철도설계기준의 강화노반층 재료에 준하는 최대 입경 40 mm의 입도조정 부순 골재에 중량비 3%의 시멘트를 섞어 사용하였다. 1 m 폭의 완충구간은 Fig. 4와 같이 시멘트 처리하지 않은 최대입경 40 mm의 자갈을 사용하였다. 이는 뒤채움 재료보다 낮은 강성을 가지고 교대의 수평 변위를 흡수할 수 있도록 구현하기 위함이었다. 뒤채움 안정화 기간을 거쳐 측벽을 시공하였으며, 이후 272일 뒤 전면 교대를 시공하였다. Fig. 5는 뒤채움 및 측벽 시공 단계와 일체형 교대 시공단계의 전경을 보여준다.
2.2 수평하중 재하시험 개요
일체형 교대 접속부에 수평 하중을 재하할 수 있도록 Fig. 6과 같은 수평 재하시스템을 구성하였다. 토압의 무게중심인 1.2 m 높이에 교대 배면측으로 수평 하중을 재하할 수 있도록 하중 재하빔을 교대 벽면에 수평으로 설치하였다. 2개의 유압실린더를 이용하여 하중을 재하 하였으며 연결봉을 설치하여 하중 재하빔으로 수평 하중이 전달되도록 하였다. 교대 전면에 수평 하중 재하 시 뒤채움에 작용하는 토압과 수평 변위를 계측하기 위하여 2개의 토압계와 2개의 변위계를 2 m 간격으로 설치하였다.
2.3 수평재하시험 결과 및 분석
Fig. 7은 계측된 수평 하중-수평 변위 곡선과 추세선을 나타낸 그래프이다. 계측된 최대 수평변위는 높이 1.34 m에서 0.610 mm이었다. 수평 하중-수평 변위 곡선은 선형에 가까운 형상을 나타내고, 수평 변위의 발생이 매우 작으므로 시험하중 단계에서 뒤채움부는 파괴가 발생하지 않은 것으로 판단되었다.
수평 하중―수평 변위 곡선으로부터 수동 수평 지반반력계수를 산정하였다. 수평 지반반력계수 Kh는 Eq. (1)과 같이 정의할 수 있다.
여기서, Ph는 수평 하중, y는 수평 변위를 의미한다. Kh값은 각 하중단계마다 다르게 산정되므로 수평 하중―수평 변위 곡선에 등가 선형 할선법을 적용하여 수동 수평지반반력계수를 산정하였다. 그 결과 지반반력계수는 36,706 kN/m3였다. 추세선의 결정계수는 0.83으로 설계 실무로의 적용을 고려하면 비교적 높은 수준으로 판단되었다.
3. 일체형 교대 접속부 수치해석
3.1 수치해석 개요
일체형 교대 접속부 구조에 대한 수평 재하시험을 모사하여 2차원 유한요소법으로 수치해석을 수행하였다. 해석 모델을 시험과 동일하게 구현하기 위해 토조 및 바닥 자갈 포설을 모델링 하고 토조 내부에 시험체를 시공단계에 따라 모델링 하였다. 변위 경계 조건으로 토조의 측면과 하면의 직각방향 변위를 구속하였다. 토조, 바닥자갈, 완충구간, 뒤채움 및 교대는 15 Node, Plane stain 요소를 이용하여 모델링하였다. 바닥자갈, 완충 구간 및 뒤채움의 흙재료는 Mohr-Coulomb 모델, 교대와 토조의 철근콘크리트 구조물에는 Linear elastic 모델을 적용하였다. 완충구간 및 뒤채움 시멘트 처리된 자갈의 탄성계수는 철도설계기준을 준용하여 적용하였다. 철근 콘크리트의 탄성계수는 철근 배근을 고려하여 무근 콘크리트의 탄성계수보다 큰 값을 적용하였다. 보강재는 설계인장강도 100 kN/m의 토목섬유 보강재를 고려하여 J = 2,000 kN/m의 물성을 갖는 지오그리드 모델을 적용하였다. 기준틀은 플레이트 모델을 사용하여 모델링 하였고, 기준틀에 사용되는 직경 13 mm의 철근 11개를 고려하여 EA = 1.46 × 105 kN, EI = 1.542 kN⋅m2를 적용하였다. 적용된 재료 모델과 물성값을 정리하면 Table 2와 같다.
Table 2
Material Properties for Numerical Analysis
수평 하중은 재하시험과 동일하게 높이 1.2 m에서 교대 배면방향으로 0~1,500 kN을 재하하였으며 수평 변위 계측지점도 동일하게 구성하였다. 해석에 사용된 수치해석 모델은 Fig. 8과 같다.
3.2 수치해석 결과 및 분석
Fig. 9는 수치해석에 의한 수평 하중-수평 변위 곡선 그래프이다. 수치해석 결과 토압 측정 높이에서의 최대 수평 변위는 0.617 mm가 계측되었다.
재하시험 결과와 비교하여 수평 하중-수평 변위 곡선이 더욱 선형적으로 증가하여, 재하시험 결과와 유사하게 뒤채움이 파괴 상태에 이르지 않고 탄성영역에서 거동한 것으로 판단되었다.
수치해석결과의 수평 하중 - 수평 변위 곡선으로부터 수동 지반반력계수를 산정한 결과는 32,746 kN/m3였다. Table 3과 같이 실대형 재하시험 결과와 비교했을 때 결정계수는 높아졌으나, 수동 지반반력계수는 10% 작게 산정되었다. 시험과 수치해석의 수동 지반반력계수 차이는 2차원 해석과 3차원 실대형 시험체의 경계조건 및 반영된 재료 물성값의 차이에 기인한 오차로 판단된다.
Table 3
Modulus of Horizontal Subgrade Reaction Obtained from Numerical Analysis
| Item | Modulus of horizontal subgrade reaction in passive pressure (Khp, kN/m3) | R2 |
|---|---|---|
| Test | 36,706 | 0.83 |
| FEM Analysis | 32,746 | 0.99 |
Fig. 10은 수평 하중재하 시 교대 및 뒤채움부의 변위 발생 패턴도이다. 하중재하 최종단계에서의 변위 발생 양상을 보면 수평 하중재하에 의해 반시계방향으로의 변형 회전이 발생한 것을 알 수 있다. 이는 현재 구현된 일체형 교대접속부 구조가 말뚝기초가 아닌 직접기초 형식이며, 지진하중과 달리 수평 등분포하중이 아닌 1/3 지점에 집중하중이 작용 되었기 때문으로 판단된다.
4. 결 론
완충구간을 갖는 일체형 교대접속부 구조의 실대형 수평 재하시험과 수치해석을 통하여 수동 수평 지반반력계수를 평가하고 교대 접속부의 거동을 분석한 결론은 다음과 같다.
1. 국내 철도설계기준을 고려하여 구현된 완충구간을 포함한 일체형 교대 접속부 구조에 대하여 실대형시험과 수치해석을 통하여 평가된 수동 수평 지반반력계수는 각각 36,706 kN/m3와 32,746 kN/m3였다. 수치해석 결과는 실대형 재하시험 결과와 비교했을 때 지반반력계수가 10% 작게 산정되었다. 이는 2차원 해석과 3차원 실대형 시험체의 경계조건 차이에 기인한 오차로 판단된다.
2. 직접기초 형식의 일체형 교대 접속부 수치해석으로부터 낮은 하중작용 위치에 의해 교대 및 뒤채움부에서 반시계 방향의 변형 회전이 발생하였다. 이는 교대 기초부 저면 마찰 증대 및 기초 보강의 필요성이 있음을 간접적으로 의미한다.
완충구간을 갖는 일체형 철도교대의 수평변위 흡수기능을 수동 수평지반반력계수 산정을 통하여 정량화할 수 있었다. 그러나 본 연구는 1/2 스케일로 시험과 수치해석을 수행하였다는 한계를 가지고 있으므로 실무에서 설계인자로 적용하기 위해서는 향후 실대형 시험 및 해석 등으로 연구를 확장할 필요가 있다.
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