1. 서 론

2018년 국토교통부에서 발간한 도로 교량 및 터널 현황 조서[1]에 의하 면 약 33,572개의 교량이 시공, 운영되고 있으며 30년 이상 운영 중인 교량 은 전체의 약 11%를 차지하고 있다. 이는 교량의 노후화에 대한 고려가 필 요하다는 것을 반증한다. 교량에 적용된 내진설계는 1991년 경부고속철도 건설에 국내최초로 적용되었으며, 1992년 도로교 시방서에 본격적으로 내 진설계가 반영되었다. 노후화된 교량은 내진설계가 수행되지 않은 교량이 대부분이며 내진설계 미적용 교량에 대해서는 우선 순위를 정하여 내진보 강을 수행하고 내진성능향상 작업을 순차적으로 진행하고 있다. 국내 교량 의 내진 보수, 보강 방법으로서 기존 교량받침을 탄성받침과 납-고무 받침 으로 교체하여 내진성능을 향상시키는 것이 가장 보편적인 방법이다. 오랜 기간 사용된 교량받침의 노후화를 내진성능 평가에 반영하기 위하여 노후 화로 인한 교량받침의 물성치 변화를 고려하여야 한다. 교량받침의 노후화 를 고려하는 첫 번째 방법은 직접 관찰방법이다. 이는 실제 사용된 교량받침 을 샘플링하여 설치시점과 측정시점에서의 물성치 변화를 비교하는 방법 이다. 두 번째 방법은 가속화 실험 방법이다. 즉, 받침 시료를 제작하여 열 가 속화를 시킨 후, 그 물성치를 분석하는 방법이다. 그리고 마지막 방법은 미 국 AASHTO와 유럽에서 사용되는 보정계수(Modification Factor, λ)[2] 를 사용하는 방법이 있다. 보정계수를 교량받침의 물성치에 곱하여 노후화 된 물성치를 계산하는 방법이다.

본 연구에서는 직접 관찰 할 수 있는 노후화된 받침의 샘플링 한계와 가 속실험 장치 구현의 제한으로 인하여 마지막으로 제시된 보정계수를 이용 한 받침의 물성치의 변화를 반영한 지진응답에 대하여 연구하였다.

교량받침의 성능저하에 영향을 주는 요소들은 시간에 따른 노후화, 온도 및 초기 재료의 낮은 품질 혹은 시공시의 불확실성 등 다양하게 존재한다. 현재까지 지진격리(면진) 장치 혹은 탄성 받침의 노후화에 대한 연구는 미 국, 일본, 영국 등과 같이 내진설계를 오래전부터 수행한 나라들에서 꾸준 히 진행되어왔다. 교량받침 노후화에 따른 물성치의 변동값들에 대해서는 노후화된 교량의 교량받침을 직접 추출해 실험을 하는 것이 가장 정확하다. 하지만 이는 시험체 개수의 제한 등의 현실적 문제에 맞닿아 있다. 영국에서 20년 정도 사용된 탄성받침을 교량에서 제거하여 실험한 결과 횡방향 전단 력은 1,800 kN/m으로 양호한 상태다. 그러나 이는 받침의 초기제원 범주 인 1,360 ~ 2,040 kN/m보다 약 32% 증가하였거나 12% 감소한 값으로 나 타났다[3]. 일본 나고야 대학에서는 자연고무, 클로로프렌 고무, 에틸렌-프 로필렌 고무 그리고 고감쇠 고무를 사용하여 열산화, 오존, 염수, 산성비 등 의 환경에 대한 가속화 실험을 진행하였다. 실험의 결과로부터 탄성 고무받 침의 경우, 외부에 노출된 고무의 산화반응은 고무 표면에서 내부까지 시 간에 따라 발생하였고 성능저하가 발생하는 것을 알 수 있었다[4]. 미국에 서는 지진 하중하에서의 지진격리 장치(탄성 받침, 납-고무 받침, 미끄럼 받침 등)와 댐퍼의 거동에 대한 연구가 진행되어왔으며, Constantinou 등 [5]은 교량에 사용하는 지진격리 받침의 상한치, 하한치 물성값을 물성 보 정계수(λ)를 사용하여 제시하였다. 이러한 보정계수는 미끄럼 받침과 탄성 받침의 노후화, 오염, 온도, 긁힘등을 고려하여 제시하였으며 Table 1에서 는 노후화에 따른 탄성받침의 물성치 보정계수에 대한 값을 나타내었다. Thompson[6]의 연구에 의하면 노후화를 고려한 시스템 물성치 보정계수 는 AASHTO 규정[2]을 따르며 이는 Table 2와 같다. 이때, K_d과 Q_d는 각 각 항복 후 강성과 특성하중(characteristic load)이며 Q_d는 이선형(bilinear) 힘-변위관계에서 변위가 0인 경우에 대응하는 강도(또는 힘)로 정의되는 값이다.

따라서 본 연구에서는 교량받침으로 많이 사용되고 있는 탄성고무받침 (Rubber Bearing, RB)와 납-고무받침(Lead-Rubber Bearing, LRB)에 보정계수를 적용하여 노후화에 의한 물성치 변화를 반영하였으며, 노후화 영향의 고려유무에 따른 교량받침 및 교각의 지진거동의 영향을 비교하여 분석하였다. 탄성고무받침과 납-고무 받침의 보정계수(λ)로는 Table 1과 Table 2에 나온 값 중 가장 큰 값인 1.3을 적용하였다. 이는 노후화 효과를 가장 크게 보고 교량받침의 노후화에 따른 지진거동의 영향을 살펴보기 위 함이다.

2. PSC-Box 거더 교량의 지진해석

2.1 교량 모델링

국내에서 시공되어 운영 중인 다양한 교량 중에서 본 연구에 사용된 교 량은 상부구조가 프리스트레스 콘크리트(PSC) 박스 거더인 형태를 선택하 여 해석에 사용하였다. 이는 프리스트레스 콘크리트 박스 거더 교량이 국내 에 개수가 많은 대표적인 교량형식이기 때문이다. PSC 박스 거더는 4경간 의 50 m 경간장 즉, 총 길이 200 m이다. 상부박스거더의 두께는 0.3 m이며, 박스거더의 폭은 12 m이다. 하부구조는 세 개의 교각과 양 끝에 두 개의 교 대로 구성되어 있다. 교각은 원형단면의 철근콘크리트 구조이며 양 끝단의 교각길이는 14 m, 중앙 교각의 길이는 21 m이다. 전체적인 교량의 형상을 Fig. 1에 나타내었다. 교각은 원형의 형태로 2 m 지름과 두겹의 철근을 배 근한 형태로 Fig. 2에 나타낸 바와 같다. 원형 교각단면에 D28철근이 두겹 으로 외측에 66개와 내측에 60개 배근되었다.

예제 교량의 지진해석을 위해 OpenSees 프로그램[7]을 사용하였다. 강 진시 교량의 상부구조는 탄성거동을 하고 교량받침과 교각부분이 대부분 의 지진에너지를 흡수하고 소산시키는 비선형 거동을 하게 되므로 상부구 조는 탄성 보-기둥 요소(elastic beam-column elements)로 모델링하였으 며 교각은 비탄성 거동을 철근부분, 구속콘크리트와 비구속콘크리트로 구 분하여 응력-변형율 관계를 적용가능한 섬유 요소(fiber elements)로 모델 링 하였다. 노후화 거동에 따른 교량받침의 지진거동의 영향에 주안점을 두 고 있으므로 상부거더 사이 또는 상부거더와 교대 사이에서 발생하는 충돌 (pounding)에 대해서는 고려하지 않았다. 상부구조와 교각 사이의 교량받 침에는 탄성받침과 납-고무받침을 노후화 고려유무에 따른 해석모델을 적 용하였다. 상부구조에 분포하는 자중은 교각의 상부에 집중하중으로 작용 시켰다.

2.2 노후화를 고려한 교량받침 모델링

교량 받침으로는 고무와 철판이 적층된 탄성고무받침과 납-고무 받침이 사용하였다. 탄성고무받침의 경우 열팽창이나 극한의 외부 환경에 의해 큰 변위를 겪는 교량 상부구조에 주로 적용하기 위해 개발된 상용제품으로 본 해석에 사용된 탄성고무받침의 물성치 역시 국내에서 제작되어 설치하는 실제 받침의 값을 사용하였다. 탄성고무받침의 경우 선형 거동을 하며 Fig. 3(a)에 나타낸 전단 강성인 K 값에 의해 모델링이 결정된다. 납-고무 받침 의 경우 고무부분은 구조물의 고유주기를 장주기화하는 역할을 하고 납 부 분은 지진 에너지를 소산시키는 역할은 한다. 따라서 교량의 상부와 하부구 조 사이에 설치된 납-고무 받침는 지진력을 감쇠시켜 교량의 손상을 저감시 키며, 지진으로 인해 파괴 되었을 경우에도 쉽게 교체가 가능하다는 장점을 갖고 있다. 납-고무받침의 경우 이선형(bilinear) 모델로 모형화하였으며 Fig. 3(b)에 나타낸 바와 같이 탄성강성(K_u), 항복강도(F_y), 항복후 강성 (K_d)에 의해 모델링이 결정된다.

교량 상부구조로부터 교량받침에 전달되는 축하중을 지지하기에 충분 하도록 축강성의 확보하도록 탄성고무받침과 납-고무 받침의 크기를 결정 하였으며 교대부분과 교각 부분에 각각 다른 제원의 교량받침을 적용하였 다. Table 3과 Table 4에 탄성 고무 받침과 납-고무 받침의 제원 및 받침의 노후화를 고려한 전단 스프링계수와 항복 후 강성을 나타내었다.

두가지 종류의 교량받침의 노후화를 고려하기 위하여 탄성고무받침에 는 전단 스프링 계수(K)에 보정계수(λ)를 곱하여 적용하였고 납-고무 받침 의 항복 후 강성(Post-yield Stiffness, K_d)에 보정계수(λ)를 곱하여 적용하 였다.

2.3 입력지진의 특성

입력지진으로는 SAC Steel Project에서 사용한 지진 기록을 기반으로 사용하였다[8]. 지반운동 세트는 475년과 2475년의 재현주기를 갖는 근 거리(Near Fault, NF) 및 원거리 지진(Far Field, FF)으로 이루어져 있으며 이는 로스앤젤레스(LA), 시애틀(SA), 보스턴(BO)의 지역적 위치를 기반 으로 이루어져 있으며 각각 40개의 지진 데이터로 구성되며 Table 5와 Table 6에 지진 정보를 나타내었다[9, 10]. 근거리 지진은 10 km 이내에 위 치한 곳에서 계측된 지진기록과 원거리 지진은 25 km 이상 떨어진 위치에 서 계측된 지진기록으로 이루어져 있다. Table 5와 Table 6에 나타낸 근거 리와 원거리 지진에 대한 가속도 응답스펙트럼(Sa)과 변위 응답스펙트럼 (Sd)을 비교하여 Fig. 4에 나타내었다. 근거리 지진이 원거리 지진에 비하 여 장주기 성분이 크게 나타남을 알 수 있다. 특히 구조물의 손상과 직접적 인 연관성이 있는 변위응답이 주기 1초이상인 영역에서 근거리 지진이 원 거리지진 보다 2배이상 크게 나타난다.

SAC Steel Project 보고서에 의하면, 해석에 사용된 지진데이터는 미국 지진질조사원(USGS)의 매핑 값에 대한 최소 제곱오차와 일치하도록 지반 운동을 주기 0.3, 1.0, 2.0, 4.0초에 대해 스케일링하였다[8]. USGS에 의해 제시된 타겟 스펙트럼은 S_B/S_C의 지반 상태의 조건에 대해 제안되었으며 600~1200 ft/sec 사이이 전단파 속도를 갖는 S_D 지반을 대표하여 조정된 값이다. SAC Steel Project에서 제공한 데이터를 본 연구에 사용한 이유는 우리나라의 경우 지진의 규모가 크지 않고 그 빈도수가 적어 우리나라에서 실제 발생한 지진 데이터를 구하기 쉽지 않기 때문에 근거리 및 원거리 지진 을 사용하였다.

3. 교량받침의 노후화를 고려한 지진응답의 비교

교량받침의 노후화 고려유무에 따른 힘-변위 관계를 Table 5와 Table 6 에 나타낸 개별 지진하중에 대하여 비교하여 대표적인 몇가지 경우를 Fig. 5 에 나타내었다. Fig. 5(a)는 교대에 설치된 고무탄성받침(RB)의 노후화 고 려유무에 따른 힘-변위 관계를 나타낸다. 노후화 영향은 고무탄성받침의 수 평강성(K)에 보정계수(λ)의 최대값인 1.3을 곱하는 것으로 반영하였다. 이 는 고무의 노후화 특성이 시간의 경과에 따라 강성이 증가하는 경향을 반영 한 것이다. 노후화에 따른 고무탄성받침의 수평강성의 증가로 인해 변위응 답 값이 증가하기도 하고 감소하기도 하는 경우를 Fig. 5(a)에 대표적으로 한 가지씩 나타내었다. 14 m 길이의 교각위에 설치된 납-고무 받침의 노후 화 영향 고려유무에 따른 힘-변위 관계를 Fig. 5(b)에 비교하여 나타내었다. 납-고무받침의 노후화 영향은 항복 후 강성(K_d)에 최대 보정계수(λ) 1.3을 곱해서 적용하였다. 노후화에 따른 납-고무받침의 항복후강성의 증가로 인 해 변위응답 값이 증가하거나 감소하는 경우를 각각 한가지씩 Fig. 5(b)에 대표적으로 나타내었다.

교량받침의 노후화에 따른 지진응답의 영향을 분석하기 위하여 변위비 (D_ratio)와 전단력비(F_ratio)를 다음과 같이 정의한다.

여기서, D_ageing은 노후화 고려한 경우의 최대 변위, D_original은 노후화 고 려하지 않은 경우의 최대 변위, F_ageing은 노후화 고려한 경우의 최대 전단 력, F_original은 노후화 고려하지 않은 경우의 최대 전단력이다. 변위비 (D_ratio )와 하중비(F_ratio )가 1보다 작은 경우는 노후화를 고려한 경우가 노 후화를 고려하지 않은 경우에 비하여 지진응답이 작게 나타남을 의미하며 1 보다 큰 경우에 반대의 경향을 나타낸다.

교량받침의 변위비(D_ratio )를 입력지진의 부여번호(Table 5와 Table 6 의 입력지진별 해당 번호)를 가로축으로 Fig. 6에 나타내어 비교하였다. 즉, Fig. 6에서 가로축 1번부터 40번까지는 근거리 입력지진(NF)을 나타내고, 41번부터 80번까지의 원거리 입력지진(FF)을 나타낸다. 교량받침의 변위 비가 1보다 크거나 작을수록 노후화에 대한 영향이 크게 나타남을 의미하 는데 납-고무 받침의 경우(Figs. 6(b), 6(d), 6(f)) 보다 고무탄성받침(Figs. 6(a), 6(c), 6(e))의 경우가 노후화의 영향이 크게 나타남을 알 수 있다. 노후 화의 영향은 받침의 구성성분 중에서 고무의 경화에 의한 강성의 증가로 변 위응답이 일반적으로 감소하는 경향을 나타낸다. 또한 근거리 지진(NF)의 경우가 원거리지지(FF)에 비하여 변위비가 보다 작게 나타남을 알 수 있다. 납-고무 받침의 경우(Figs. 6(b), 6(d), 6(f))에는 노후화의 영향이 모든 경 우에 약 6% 미만으로 나타나기 때문에 지진하중, 해석모델링 등의 내재 가 능성이 높은 불확실성과 비교한다면 무시할 수준이라고 할 수 있다. 개별 지 진에 대한 노후화의 경향을 본다면 노후화로 인해 변위응답이 증가하는 경 향을 나타내기도 하고 감소하는 경향을 나타내기도 하는데 특정한 경향을 나타내고 있지는 않다. 특히 이러한 편차는 원거리 지진에 대한 고무받침 (RB)의 변위응답에서 크게 나타나며 난다. Table 6에 나타낸 지진번호 41~56의 보스톤(BO) 지역의 지진이 평균적인 경향과 반대로 노후화에 따 른 변위응답이 증가하는 경향이 많이 발생하는 것으로 나타나고 있다. 전반 적으로 개별지진하중에 대한 변위응답의 노후화의 영향의 편차는 지진하 중의 불확실성에 의해 기인한 것으로 판단된다.

교량받침의 전단력비(F_ratio)를 입력지진의 부여번호(Table 5와 Table 6의 입력지진별 해당 번호)를 가로축으로 Fig. 7에 나타내어 비교하였다. 전단력비(F_ratio )가 1보다 큰 값을 나타내는 것은 노후화의 영향을 고려할 경우에 교량받침이 받는 전단력이 증가함을 의미한다. 교각 보다는 교대에 설치된 교량받침의 노후화 영향에 따른 전단력 증가가 크게 나타나며, 고무 탄성받침(RB)에서는 근거리 지진(NF) 보다는 원거리 지진(FF)의 경우에 노후화 영향에 의한 전단력 증가가 크게 나타남을 알 수 있다. 납-고무 받침 (LRB)의 경우에는 반대로 근거리 지진(NF)이 원거리 지진(FF)의 경우 보 다 노후화 영향에 의한 전단력 증가가 크게 나타남을 알 수 있다.

Fig. 6과 Fig. 7에 나타낸 노후화 고려에 따른 변위응답과 전단력의 증감 정도를 나타내는 변위비(D_ratio )와 전단력비(F_ratio )의 평균치를 교량받침 이 설치된 위치, 받침의 종류와 입력 지진에 따라서 비교하여 Table 7에 나 타내었다. 고무탄성받침(RB)의 변위비(D_ratio )의 경우 거의 모든 경우에 서 1보다 작거나 1에 근접한 경향을 나타내며 이는 노후화가 고려되었을 때, 최대 변위값이 감소하는 것을 의미한다. 그러나 납-고무 받침(LRB)의 경우에는 변위비(D_ratio )가 약 2% 감소하거나 약 6% 증가하는 경우를 나 타내는데 노후화에 따른 변위응답이 약간 증가하는 경우가 대부분이다. 탄 성고무받침과 납-고무 받침의 모두에서 노후화의 영향에 따른 변위응답의 증가현상은 근거리 지진보다 원거리 지진에서 더 크게 나타난다.

근거리 지진(NF)에 대한 고무탄성받침(RB)의 거동의 경우 설치 위치 가 교대, 14 m 교각, 21 m 교각으로 갈수록 변위비(D_ratio )가 각각 0.853, 0.792, 0.785로 작아짐을 알 수 있으며 이는 노후화에 따른 변위응답이 노후 화를 고려하지 않은 경우에 비하여 각각 15%, 20%, 22% 정도로 감소함을 의미한다. 이는 교대 보다는 교각위에 위치한 고무탄성받침에 유발되는 횡 변위가 일반적으로 크게 되고 또한 교각의 길이가 길어질수록 지진에 의한 받침의 변위응답이 상대적으로 크게 증가하게 되는데 고무탄성받침의 변 위응답이 증가할수록 노후화의 영향이 크게 작용하기 때문으로 판단된다.

Table 7에 나타낸 전단력비(F_ratio )로 부터 노후화의 영향을 고려한 경 우에 교량받침에 부과되는 전단력은 모든 경우에 증가함을 알 수 있다. 교각 보다는 교대에 위치한 교량받침의 하중비가 나머지 해석조건이 동일한 경 우에 비하여 2배 이상 크게 나타남을 알 수 있다. 이는 Table 3과 4에 나타낸 바와 같이 교대에 설치된 교량받침이 교각의 교량받침 보다 초기 강성이나 항복후 강성이 약 1/3~1/2 정도로 작으며 교대는 지반에 고정되어 있으므 로 교량 전체에 걸쳐서 횡방향 전단력의 분배에서 교각보다 교대가 분담하 는 전단력의 비율이 크기 때문으로 판단된다. 노후화 고려에 따른 변위응답 과 전단력의 증감정도를 나타내는 변위비(D_ratio )와 전단력비(F_ratio )의 표 준편차를 교량받침이 설치된 위치, 받침의 종류와 입력 지진에 따라서 비교 하여 Table 8에 나타내었다. 탄성고무받침의 대한 변위비(D_ratio )의 표준 편차는 원거리지진(FF)의 경우가 근거리 지진의 경우에 비해 1.78~1.94배 크게 나타남을 알 수 있고 전단력비(F_ratio )의 표준편차는 원거리지진(FF) 의 경우가 근거리 지진의 경우에 비해 약 1.51~1.86배 크게 나타남을 알 수 있다. 이러한 경향은 납-고부 받침의 경우에는 반대로 근거리 지진의 경우 가 원거리 지진의 경우 보다 표준편차가 한 경우를 빼고 대부분의 경우에선 약 1.1~4.8배 정도 크게 나타남을 알 수 있다.

4. 결 론

국내의 많은 교량이 건설된지 약 20~30년을 경과하면서 노후 교량에 대 한 지진안전성의 우려가 대두되고 있다. 본 연구에서는 교량을 이루는 여러 구조 요소 중에서 교량받침의 노후화를 고려한 지진해석을 수행하여 다음 과 같은 결론을 얻었다.