I.서 론

1.연구의 배경 및 목적

일반 대중들에게 몸무게를 측정하는 체중계의 정적 측정 오차 범위와 주행 차량의 중량을 측정하 는 축중기의 동적 측정 오차 범위는 큰 괴리감이 있을 수 있다. 주행 차량의 중량은 차량의 샤시, 축 구조 등과 같은 차량 고유 특성과 주행 속도, 도로 의 평탄도 등과 같은 주행 환경 특성에 따라 동적 으로 변화하며, 이러한 순간적인 동적 하중 변화에 의해 주행 중 차량의 중량은 정적 상태에서 측정된 중량보다 더 큰 오차 범위를 지니게 된다.

현행 과적단속체계는 이러한 동적 하중에 대한 영향을 최소화하여 측정 정확도를 확보하고자 화물 차량을 정지 또는 서행 상태(10km/h 이내)에서 저속 축중기를 이용하여 단속이 이루어지며, 단속지점 또한 검문소(고속국도의 경우 영업소 축중차로)로 유도하여 검측하고 있다. 그러나 가변축을 장착하 고 있는 대형화물차량의 경우 검측 과정에서 다양 한 형태의 축조작 행위를 통해 정상적인 계측을 방 해하거나 위반사실을 은폐하는 사례가 빈번히 발생 하고 있으며, 이를 현행 고정식(저속축중기) 및 이 동식 단속 방식에서 단속하는 데에 현실적 어려움 이 존재함에 따라 단속 체계가 무력화 되고 있는 실정이다[1]. 이러한 현행 과적단속체계의 인력적 한계와 단속의 실효성을 보완하고, 스마트톨링과 같은 새로운 운영체계에 대응하기 위하여 향후 과 적단속체계는 고속 축중기를 이용한 고속 무정차 무인 과적단속 방식으로 변화될 것으로 예상되며, 현재 국내 무인 과적단속 시스템 도입을 위하여 동 적 하중 오차의 한계를 극복하고 국내 실정에 맞는 중량 측정 정확도를 확보하고자 고속 축중기에 대 한 연구가 활발히 진행되고 있다[2].

국외의 경우 고속 축중기 도입에 앞서 동적 하중 에 대한 사전 연구가 다양하게 이루어져 왔으나 국 내의 경우 운영 사례를 통해 평탄도가 나쁠수록 속 도가 높을수록 동적 하중 오차가 커진다는 현상만 을 파악하고 있는 초보 걸음 수준으로 고속 축중기 의 성공적인 도입을 위해서는 동적 하중에 대한 보 다 면밀한 특성 파악이 반드시 필요하다. 따라서 본 연구에서는 국내 도로교통 환경에서 실차 시험을 통해 주행 차량의 동적 하중 변화 특성을 정량적으 로 파악하고, 통제 불가능한 환경적 기본 오차의 범 위에 대해 분석하여 국내 고속 축중기의 중량정확 도 성능평가 기준에 대한 적합한 척도를 설정할 수 있도록 유도하고자 한다.

II.동적 하중 측정 방법

1.지배방정식 유도

차량이 주행할 때 동적 하중은 정지 하중처럼 일 정하지 않으며, 도로의 평탄도, 서스펜션품질, 차량 속도 등의 환경 특성에 따라 순간적으로 변화한다. 따라서 기준 중량 차량의 공인 시험 중량을 정적 상태에서 측정하였다 하더라도, 실제 주행 시험에 서 고속축중기 위를 지나가는 순간, 센서에 가해지 는 축하중은 동적 가속도의 영향에 의해 정적 하중 과는 다른 측정값을 나타낼 수 있다. Davis and Bunker(2007)는 이러한 동적 윤하중을 전단력과 가 속도, 질량을 이용하여 다음과 같은 지배방정식으 로 유도하였다[3]. <Fig. 1>.

여기서, F_wheel：dynamic wheel load on the axle

F_shear ：shear force on the axle at the train gauge

a：acceleration experienced by the mass outboard of the strain gauge

m：mass outboard of the strain gauge

본 연구에서는 동적가속도와 축에 부착한 스트 레인게이지를 통해서 정적하중과 동적하중의 관계 를 보정하려는 시도에 착안하여 이를 측정하기 위 한 센서 선정 및 실차 설치, 동적하중로거 연계 프 로그램 개발과 시험 진행, 결과 분석 등의 단계로 연구를 진행하였다.

2.측정 시스템 설계 및 실차 설치

주행 중 동적 하중을 유도하기 위하여 지배방정 식의 변수들을 측정 혹은 환산할 수 있는 시스템 설계가 필요하였다. 먼저 전단력 측정을 위해 상대 적으로 변형이 많이 일어나는 각 축의 판스프링 현 가장치에 스트레인게이지를 부착하여 풀브릿지 회 로 기반의 변형률을 측정하였다. 가속도는 가속도 센서를 축 샤프트에 고정시켜 측정하고, 질량은 State of Queensland & Queensland University of Technology (2009)의 연구와 같이 차 축을 분해하여 가속도에 순간적으로 영향을 줄 수 있는 샤프트와 현가장치, 기타 부속품의 질량을 각각 측정 후 합산 하였다[4]. <Table 1>.

또한 노면 평탄성이 동적 하중 변화에 미치는 영 향에 대해 분석하기 위하여 주행 시험 구간 내 국 제 평탄성지수(IRI)를 측정하였다. 이를 동적 하중 과 매칭 시키기 위해서는 주행 중 타이어 접지 위 치를 파악할 수 있는 위치의 기준정보가 필요하다. 따라서 본 시험에서는 주행 노면에 반사 테이프를 10m 등간격으로 고속 축중기가 설치된 지점까지 부착하였고, 마지막 지점에는 4개의 반사 테이프를 부착하였다. 이를 차량의 측면 고정암 하단에 설치 된 포토센서로 측정하여 주행 중의 위치 기준용 트 리거 정보로, 자중계와 GPS 신호로부터 측정된 중 량/속도/위치 정보를 보조 측정 자료로 활용하였다.

측정 시스템의 전원은 출력에 따라 불안정한 차 량의 시거 잭 외에 별도로 구성된 AC-DC 휴대용 전원 공급 장치를 이용하여 안정적으로 DC12V를 공급하였고, 신호 컨디셔닝 기능을 지닌 풀브릿지 측정 전용 AD 컨버터 모듈과 가속도센서와 포토센 서를 측정하기 위한 고속 전압 측정 전용 모듈을 로거 샤시에 연결하여 샘플링 1kHz로 동기화된 DAQ로 수집하였다. 또한 측정 소프트웨어에서는 Matti(2002)의 연구와 같이 불필요한 노이즈 요소를 제거하기 위해 디지털 필터와 이로 인해 발생된 위 상차를 보상하기 위한 필터가 사용되었으며, 디지 털필터는 IIR 저역필터의 Bessel 2차 함수를 사용하 였고 차단주파수는 50Hz를 사용하였다[5]. <Fig. 2>.

III.현장 시험

1.주행 시험 개요

시험은 2016년 05월 02일 월요일부터 이틀간 중 부내륙고속도로 내 여주시험도로 고속 축중기 설치 현장(여주시 가남면)에서 진행하였으며, IRI 기준 2.0m/km 미만의 평탄성이 확보된 2차로로 구성되어 있다. 기준 중량은 ASTM E1318-09(2014)에서 정의 한 바와 같이 평탄성이 확보된 시험도로 내의 별도 측정소에서 이동식 축중기를 이용하여 3회 반복 측 정 후 평균한 값을 이용하였으며[6], 이를 동적 하 중 모니터링 시스템의 공만차 입력에 사용하였다. 시험 주행 횟수는 속도 10~90km/h 사이를 10km/h의 단계로 차선별 1회씩 9회 주행하였으며, 2차선 기 준 총 18회의 주행 시험을 진행하였다. <Fig. 3>.

2.주행 시험 분석

스트레인게이지로 측정된 변형률을 중량으로 환 산하기 위하여 이동식 축중기를 이용하여 공차시와 만차시 기준 중량을 측정하였고, 변형율 대비 중량 값을 1차식으로 추세한 환산식을 구하고 스트레인 게이지가 설치된 좌/우륜에 따라 각각 칼리브레이 션을 수행하였다. 가속도는 데이터로거에서 측정된 전압값을 센서 데이터시트의 환산식을 통해 gal로 환산하였고, 주행 중 포토센서에서 측정된 전압값 은 반사테이프가 있는 지점에서만 비활성화되므로 이를 on/off 트리거 신호화하여 이를 기준으로 모든 측정 신호를 1kHz로 동기화 샘플링 된 그래프를 작 성하였다. 따라서 트리거가 off되는 시점들 사이의 거리를 10m로 유추할 수 있으며, 4개의 트리거가 연속적으로 off되는 시점을 고속 축중기가 설치된 지점으로 유추할 수 있다. GPS에서 측정된 위치 정 보는 고속 축중기가 설치된 지점을 거리값 ‘0’으로 칼리브레이션 한 후, 1Hz 샘플링으로 거리를 추출 하였으며 이를 기반으로 속도를 계산하여 그래프에 별도로 매칭하였다. <Table 2>.

1)주행속도와 주행거리 변화

<Fig. 4>의 Ⓐ“Velocity”는 GPS로부터 계산된 속 도로, 포토센서 트리거 구간 내에서는 각 속도별 등 속을 유지하여 시험이 정상적으로 수행되었는지 확 인하였다.

주행 시, <Fig. 4>의 Ⓑ 에서처럼 첫 번째와 두 번째 위치 트리거 사이, IRI 측정 결과 <Fig. 5>의 Ⓑ 에서처럼 약 120-130m 구간에 노면 평탄도가 급격하게 감소하는 충격 구간이 존재하였으며, 분 석 결과에서 이 구간을 지날 때 충격에 따른 동적 중량 변화와 수렴 길이에 대한 결과를 파형으로부 터 추출하였다.

<Fig. 4>의 Ⓒ와 같이 포토센서의 트리거 구간의 사이 간격은 10m로, 시험 차량이 등속 주행을 하므 로 그래프 내에서 사이 간격이 일정하게 유지되는 것을 확인하였으며, 충격 구간으로부터 중량 변화 가 수렴하는 길이를 파형으로부터 추출하였다.

<Fig. 4>의 Ⓓ와 같이 고속 축중기가 위치해 있 는 구간은 반사 테이프를 4개 연속 부착하여 포토 센서의 연속 위치 트리거가 발생되는 지점으로 확 인 가능하였다.

2)가속도 변화

<Fig. 6>의“ACC 2axle”은 2축(싱글축)에 설치된 가속도센서로부터 측정한 가속도(gal) 변화이 며,“ACC 3axle”은 충격 구간을 지날 때 3축(조합축) 에 설치된 가속도센서로부터 측정한 가속도(gal) 변 화이다. Ⓐ는 충격 구간을 지날 때 2축 가속도변화 이다. Ⓑ는 충격 구간을 지날 때 3축 가속도변화이 며, Ⓒ는 충격 구간을 지난 후 가속도의 진동이 수 렴하여 정상 구간을 지날 때 가속도 측정값 변화이 다. 저속 11.0km/h로 주행 시 0.21- 0.27gal이었던 가 속도는 고속 92.2km/h로 주행 시 1.66-1.9gal로 약 6.2배 증가하였으며, 이때 단일 축보다 조합내 개별 축의 가속도 기본 진폭이 1.2-1.3배 더 크게 나타났 다. 충격 구간을 지날 때와 정상 구간을 지날 때의 가속도 진폭을 각각의 파형으로부터 추출하여 이를 동적 하중 환산에 이용하였다.

3)동적 총중량 변화

<Fig. 7>의 Ⓐ “OBD gross”는 보조 측정 자료로 활용을 위하여 시험 차량에 기 설치된 자중계로부 터 수신된 정적 총중량 정보로, 동적 하중 측정용 데이터 로거와 동기화하여 측정된 결과 값이다.

<Fig. 7>의 Ⓑ“DYM gross”는 동적 총중량으로 각 축 별 지배방정식에 따라 계산된 모든 축의 하중을 합산한 결과이며, 이를 FFT 변환하여 1차 모드에서 동적 하중 변화에 대한 진동주파수를 추출하였다.

<Fig. 7>의 Ⓒ 구간은 포토센서의 첫 번째와 두 번째 사이 위치 트리거의 노면 평탄도에 문제가 있는 구간을 시작으로 동적 총중량의 오실레이션 파형이 정상 구간 의 파형과 동일한 진폭으로 수렴할 때까지의 구간으로, 이를 충격 구간으로 정의하였다. Ⓓ 구간은 충격 구간의 파형이 정상 구간의 진폭으로 수렴한 이후 구간으로, 이를 정상 구간으로 정의하였다. 충격 구간 시작 지점에 서부터 정상 구간으로 수렴하기까지 소요 거리를 수렴 거리로 정의하고 파형의 위치 트리거로 판단하여 속도 별로 추출하였다.

동적 총중량도 가속도와 같이 저속 11.0km/h로 주행 시 0.4-0.9%이었던 변화 진폭이 고속 92.2km/h로 주행 시 1.5-3.1%로 약 3.5배 증가하는 것을 확인할 수 있었으 며, 이는 고속 축중기 자체의 측정 오차 외에 노면 평탄도 와 주행 속도에 따른 동적 하중의 진동이 오차를 증가시 키는 요인임을 확인할 수 있었다. <Fig. 8>.

4)동적 축하중 변화

<Fig. 9>의 Ⓐ“OBD axle weight”는 시험 차량에 기 설치된 자중계로부터 수신된 1Hz 샘플링의 축하중 정 보로 동적 하중 측정용 데이터 로거와 동기화하였다. Ⓑ“DYM axle weight”는 동적 축하중으로 각 축 별 지배 방정식에 따라 계산되었다. Ⓒ는 충격 구간을 지날 때 동적 축하중 변화를, Ⓓ는 정상 구간을 지날 때 동적 축하중 변화를 나타낸다. 각 그래프는 1,2축의 단일축 축하중의 경우 2축에 설치된 포토 센서의 위치 트리거 를 기준으로 작성되었으며, 3,4축의 조합내 개별축 축하 중의 경우 3축에 설치된 포토 센서의 위치 트리거를 기준으로 작성하였다.

단일축의 경우 각 축의 현가장치는 별개로 거동하기 때문에 충격 구간을 지난 후 1축과 2축의 동적 축하중 진폭의 시작 방향과 크기는 속도에 따라 다르게 나타났 으나, 조합내 개별축의 경우 텐덤축의 특성상 한 개의 현가장치에 두 개의 바퀴를 공유하므로 충격 구간을 지난 후 3축과 4축의 동적 축하중 진폭의 시작 방향과 크기가 모두 매우 유사한 거동을 보였다. 또한 충격 구간을 지날 때 발생되는 동적 축하중의 진폭의 크기도 단일축에 비해 조합내 단일축이 크게 나타났으며, 수렴 거리 역시 더 길게 나타났다. 조합내 단일축의 동적 축하중 진동은 동적 총중량과 유사한 패턴으로 나타났 는데, 이는 총중량에서 조합축이 차지하는 중량 비율이 높기 때문으로 판단된다.

이러한 동적 하중의 진동 요인은 노면은 평탄도외 의 주행 속도와 차량 샤시 자체의 특성과 현가장치의 특성이 복합적으로 상호작용하여 나타나는 결과로, 향 후 차량 종류 및 축 구조별 동적 하중의 진동 모델에 대한 데이터베이스가 쌓인다면 이를 이용하여 Kim(2010)의 연구와 같이 측정 오차를 최소화 할 수 있는 센서의 최적 배치를 산정하는데 좀 더 유의한 결론을 유추할 수 있을 것으로 예상된다[7].

5)동적 하중 변화 결과 요약

주행 시험의 차선/속도별 가속도의 최대 진폭과 자중계로부터 보조 측정된 중량 정보를 요약한 표 는 <Table 3>이며, 이때 동적 총중량 변화만을 추출 하여 요약한 표는 <Table 4>와 같고 정상 구간과 충격 구간의 최대/최소/진폭과 동적 하중 변화의 주 파수, 수렴거리를 그래프 파형으로부터 추출하였다.

동적 축하중 변화만을 추출하여 요약한 표는 <Table 5>와 <Table 6>과 같으며, <Table 5>는 단일 축의 동적 축하중 변화를, <Table 6>는 조합내 개별 축의 동적 축하중 변화를 요약한 표이며 정상 구 간의 최대/최소/진폭과 충격 구간의 진폭을 차선/속 도별로 비교하여 나타내었다.

IV.분석 결과

1.속도와 축구조에 따른 차량 동적 하중

동적 총중량과 동적 축하중의 중심값은 <Fig. 10>와 같이 속도에 따른 변화 없이 항상 오차 1.0% 이하로 유지되나 속도가 높아짐에 따라 동적 하중 의 진폭 변화가 크게 발생하였다. 정상구간의 동적 중량을 절대값 오차에 대해서 판단한 결과, 저속 (11.0-35.9km/h)으로 주행하는 경우 동적 총중량 1.1%, 축하중은 단일축 1.3%, 조합축 2.3%, 조합내 개별축 3.1%의 최대 오차를 초래하였다. 중속 (42.6-63.5km/h)으로 주행하는 경우 동적 총중량은 2.9%, 축하중은 단일축 2.0%, 조합내 개별축 5.1% 의 최대 오차를, 고속(74.0-92.2 km/h)으로 주행하는 경우 동적 총중량은 3.4%, 축하중은 단일축 2.5%, 조합내 개별축 9.3%의 최대 오차를 초래하였다. 이 는 저속에서 잘 나타나지 않는 동적 하중의 진동 특성이 고속에서는 뚜렷하게 발현됨을 알 수 있으 며, 고속 주행 시 이러한 동적 하중에 의해 중량 측 정 오차가 총중량 ±4%, 단일축 ±4%, 조합내 개별 축 ±9% 이내로 나타날 수 있다는 것을 알 수 있다. 만일 이러한 동적 하중 특성으로부터 발생되는 통 제 불가능한 기본 오차와 고속 축중기 자체의 측정 오차가 더해진다면 중량 측정 정확도은 현저히 낮 아 질 수 있으나 대부분의 고속 축중기는 복수개의 센서 조합으로 이루어져 각 센서 측정값을 평균 취 함으로써 측정 정확도를 향상시킬 수 있다.

정상 구간 주행 시 발생되는 동적 하중 변화는 FFT 분석결과 2.4-5.8Hz의 저주파 진동수를 지니고 있었으며, 이 진동 주파수 범위를 고속 축중기의 최 적의 센서 배치 간격 설계에 사용한다면 복수개의 센서로 부터 고평가 혹은 저평가된 동적 하중 측정 값을 평균하거나, 혹은 속도에 따른 별도의 보정을 통해서 그 영향을 효과적으로 소거할 수 있을 것으 로 판단된다.

단일축과 조합내 개별축은 현행 과적단속법상 같은 축하중으로 분류되더라도 동적 하중에서 나타 나는 차이는 <Fig. 12>와 같이 단일 축에 비해 조합 내 개별축의 하중 변화 진폭이 최소 2배에서 최대 10배로 큰 차이가 나타났다. 이는 고속 축중기의 축 하중 측정 정확도에도 지대한 영향을 미칠 수 있으 므로 조합축에 대한 별도 성능평가 규정이나 제도 적 변경에 대한 검토가 필요해 보인다.

2.노면 평탄도에 따른 차량 동적 하중

본 주행 시험을 수행한 노면은 전체 구간에서 IRI 2.0을 만족하는 평탄도를 지니고 있으나, 충격 구간처럼 일부 국소 구간에는 평탄도가 급격하게 변화하는 지점이 존재한다. 국소 구간이라도 이런 급격한 노면 평탄도 변화에 의해 <Fig. 11>에 나타 난 바와 같이 동적 총중량은 최대 8배, <Fig. 13>에 나타난 바와 같이 동적 축하중은 최대 12배의 편차 가 나타날 수 있으며, 이 경우 동적 하중의 중심값 은 유지되나 순간적으로 진폭이 변화하는 결과가 나타난다. 정상구간에 비해 충격구간에서는 동적 총중량 진폭 변화는 1.5-8.3배 초래하고, 동적 축하 중의 진폭 변화는 1축 6.4-12.1배, 2축 2.4-3.8배, 3축 1.2-3.3배, 4축 0.9-3.6배로 나타났다. 단일축에 비해 조합내 개별축의 진폭 변화는 약 5.8배로 크게 발생 하였으며, 충격 구간에서는 정상 구간에 비해 1축 의 동적 축하중 변화가 상대적으로 가장 크게 나타 났고, 그 다음으로는 조합내 개별축의 변화가 크게 나타났다. 가속도 변화는 속도 92.2km/h에서 1.9gal 까지 발생되며, 동적 하중의 진동은 최대 30m를 주 행한 후에 정상 상태의 진폭으로 수렴하게 된다. 따 라서 고속 축중기 설치 시에 IRI 기준을 준용하는 것 외에 적어도 설치 지점의 전후 30m 구간의 노면 프로파일링에서 평탄도에 급격한 변화가 없는 구간 으로 산정하는 것이 필요할 것으로 판단된다.

V.결 론

지난 1994년 성수대교 붕괴사고 이후 최근 국가 적 대참사인 세월호 사고에서도 참사의 원인으로 과적의 가능성이 제기되면서 도로상 화물 자동차 과적 근절에 대한 관심이 높아지고 있다. 현행 과적 단속체계는 인력적 한계와 단속의 실효성을 보완할 수 있고 다차로 무정차 스마트톨링과 같은 새로운 운영체계에 대응 가능한 고속 축중기를 이용한 고 속 무정차 무인 과적단속 체계로의 기술적, 제도적 진화가 필요하다. 그리고 이를 위해서는 저속에서 고속으로 변화하면서 더욱 뚜렷하게 발현되는 동적 하중의 진동 특성에 대한 기술적인 이해와 이를 정 량적으로 측정할 수 있는 면밀한 선행 연구가 필요 하다.

본 연구에서는 주행 차량의 동적 하중에서 발생 되는 정적 하중과의 오차를 동적 하중 모니터링 시 스템을 장착한 실차 주행 시험을 통해 정량적으로 규명함으로써 동적 총중량과 동적 축하중이 노면 평탄도와 속도, 축구조에 따라 어떠한 특성이 나타 나는지 분석하였다. 시험 결과, 고속 주행 시 이러 한 동적 하중에 의해 정적으로 측정된 중량에 비해 측정 오차가 총중량 ±4%, 단일축 ±4%, 조합내 개 별축 ±9% 이내로 발생될 수 있다는 것을 확인하였 다. 또한 IRI 2.0을 만족하는 평탄도를 지니더라도 평탄도가 급격하게 변화하는 충격 구간이 존재한다 면, 동적 총중량은 이 구간을 지나면서 정상 구간의 최대 8배, 동적 축하중은 최대 12배의 편차가 나타 날 수 있고, 이러한 동적 하중의 진동은 2.4-5.8Hz의 저주파 진동수를 지니며 최대 30m를 주행한 후에 정상 상태의 진폭으로 수렴하게 된다는 것을 확인 하였다.

향후 고속 축중기 도입에 앞서 동적 하중이라는 통제 불가능한 환경적 기본 측정 오차 범위에 대한 이해와 이를 토대로 고속 축중기의 최소 허용 오차 에 대한 제도적 및 사회적 인식의 변화가 필요하다. 특히 축하중 단속을 위해서는 기술적으로 반드시 이를 극복하기 위한 센서 배치 간격 설계 및 별도 의 보정 요소 기술이 필요하며, 제도적으로는 조합 축과 개별축을 구분한 허용 오차 범위를 산정하는 것과 IRI 2.0 이하의 설치 기준 외에 노면의 급격한 평탄도 변화를 제한하는 별도의 설치 시공 규정이 필요할 것으로 판단된다.

해외의 경우 유럽에서는 고속축중기의 성능검증 평가 방법으로 COST 323 WIM Specification(이하, COST 323 방법)이 보편적으로 중용되고 있다. COST 323에서는 법적인 과적단속이나 기타 특별한 필요에 의해 법적인 제재 목적으로 사용가능한 등 급을 A(5)로 규정하고, 유럽에서는 이 등급의 고속 축중기를 사전선별 및 직접단속에 이용하고 있다. 그러나 국내의 경우 고속 축중기에 대한 정확도 등 급과 허용오차 범위와 같은 명확한 규정이 마련되 어 있지 않는 실정으로, 향후 국내 무인 과적단속체 계의 성공적인 도입을 위해서는 COST 323처럼 환 경 특성과 활용 목적에 따라 동적 하중을 고려하여 적절한 성능 기준을 산정하여 시장 도입 유도를 위 한 제도적 뒷받침을 마련하는 것이 무엇보다 중요 할 것으로 판단된다.