KR102477828B1

KR102477828B1 - 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템

Info

Publication number: KR102477828B1
Application number: KR1020210052175A
Authority: KR
Inventors: 박세만
Original assignee: 시스템코리아 주식회사
Priority date: 2021-04-22
Filing date: 2021-04-22
Publication date: 2022-12-15
Also published as: KR20220145523A

Abstract

본 발명은 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템에 관한 것으로서, 지면 또는 구조물에 결합되는 결합부; 상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고, 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 지지부; 및 상기 지지부에 회전가능하게 설치되며, 투신시도자에 의해 파지되는 경우 회전하여 상기 투신시도자의 투신을 저지하는 회전부를 포함하되, 상기 지지부와 상기 회전부는, 기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 상한값을 각각 만족하고, 상기 지지부가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 3개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 200 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 114 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 310 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 207 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 예각은, 40° 내지 75°로 마련되고, 상기 지지부가 일부분이 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 4개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 245 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 140 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 186 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 117 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 둔각은, 105° 내지 140°로 마련되고, 상기 결합부는, 일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제1삽입공간을 형성하고, 타측면에 상기 지지부가 상측으로 연장형성되는 베이스플레이트와, 일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제2삽입공간을 형성하고, 상기 베이스플레이트를 덮는 베이스플레이트커버를 포함하고, 상기 베이스플레이트커버는, 상기 구조물의 일부분이 상기 베이스플레이트의 상기 제1삽입공간에 삽입된 상태에서, 상기 제2삽입공간에 상기 구조물의 일부분이 삽입되도록 한 후 양 단부가 상기 베이스플레이트의 양 단부와 각각 체결됨으로써 상기 구조물을 압박하여 고정하고, 상기 지지부는, 상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 본체부와, 상기 본체부에서 복수개로 연장형성되는 암부를 포함하고, 상기 본체부와 상기 암부에는, 단면력을 증가시킴으로써 상기 지지부에 발생되는 국소적인 전단응력이 상쇄될 수 있도록, 길이방향을 따라 보조리브가 형성되고, 상기 회전부는, 길이방향으로 연장형성되며 내부공간을 형성하는 파이프와, 상기 파이프의 내부에 설치되고 중심부분에 수용공간이 형성되는 하우징과, 상기 수용공간에 설치되는 베어링과, 상기 암부와 상기 베어링을 상호 연결하는 체결부재와, 상기 베어링이 상기 수용공간에 수용된 상태에서 개방된 수용공간의 일측면에 노출된 베어링에 접촉하여 베어링을 지지하는 하우징캡을 포함하고, 상기 수용공간은, 상기 하우징의 외경보다 작은 직경으로 형성되고, 상기 베어링은, 상기 수용공간과 같은 직경으로 형성되어 상기 수용공간에 설치되고, 상기 파이프에는, 단면력을 증가시킴으로써 상기 파이프에 발생되는 국소적인 휨응력이 상쇄될 수 있도록, 내측에 길이방향을 따라 복수개의 보강리브가 형성되고, 상기 하우징은, 복수개의 상기 보강리브에 끼워맞춤 방식으로 설치될 수 있도록, 가장자리에 복수개의 홈이 형성되고, 상기 베어링은, 상기 지지부와 상기 파이프의 결합 각도가 어긋나는 경우에도 상기 파이프가 회전될 수 있도록, 이중 볼베어링으로 마련되는 것을 특징으로 한다.
본 발명에 따르면, 구조성능이 대폭적으로 개선·향상되어 투신시도자의 투신이 효과적으로 저지될 수 있는 회전 원통형 시스템이 제공될 수 있다.

Description

구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템{THE ROTATING CYLINDER SYSTEM FOR SUICIDE PREVENTION WITH ENHANCED STRUCTURAL PERFORMANCE}

본 발명은 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템에 관한 것으로서, 보다 상세하게는 기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 값을 만족하는 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템에 관한 것이다.

자살이라는 질병은 대한민국뿐만 아니라 전 세계적으로 심각한 사회문제 중 하나이다. 그 중 투신자살은 혼자만의 죽음으로 끝나는 것이 아닌 주변 사람에게도 영향을 미친다. 자살 시도자들은 투신자살을 통해 사람들의 이목을 끌고, 장소의 유명세를 통해 자신의 이름을 알릴 수 있을지도 모른다는 막연한 기대감 때문에 유명 관광지나, 교량 및 고층 구조물 등의 유동인구가 많은 장소에서 투신자살하려는 특징이 있다. 이와 같은 투신자살은 혼자만의 죽음으로 끝나는 것이 아니라 주변인들에게도 많은 영향을 미쳐 또 다른 피해자가 생기는 베르테르 효과(Werther Effect) 때문에 반드시 해결해야하는 중대한 사안 중 하나이다.

국내의 투신자살 현황을 살펴보면, 2017년 대비 2018년에 19.9%가 증가하여(통계청, 2020), 국내의 투신자살이 매년 증가하고 있음을 나타내고 있다. 또한, 도 1에 도시된 바와 같이, 일반 안전난간대의 투신자살 방지 시설물로써의 기능 부재로 인해 투신자살이 보다 쉽게 되어 그 사회적 손실(사회 경제적 비용)은 약 6조 5천억 원에 달하고 있다(보건복지부, 2019).

또한, 상기 표 1에 도시된 바와 같이, 보건복지부(2019)에서 발표한 2017년 국내 주요 자살 수단 중 투신이 1,896명(15.2%)으로 큰 부분을 차지하고 있고, 특히 상기 표 2에 도시된 바와 같이, 2017년 국내 10대 청소년의 주요 자살 수단 중 교량 및 고층 구조물에서의 투신이 141명(55.5%)으로 큰 비중을 차지하고 있어, 투신자살을 막을 수 있는 안전난간대 내지 시스템에 대한 기술개발이 절실한 실정이다.

한편, 도로 및 교량의 부속시설물은 안전시설과 부대시설로 구분된다. 먼저, 안전시설은 차량과 보행자에 있어서 안전뿐만 아니라 원활한 소통을 확보하고, 도로와 교량을 효율적으로 이용할 수 있게 도모한다. 또한, 부대시설은 방호울타리와 같은 난간대 등을 예로 들 수 있다. 이러한 도로 및 교량의 부속시설물의 역할이 사고방지 차원에서 중요한 역할을 하고 있음에도 불구하고, 도로 및 교량의 본 시설물이 아니라는 이유로 관심이 소홀하여 정상적인 기능발휘를 위한 설치 및 설계기준이 관련 단체마다 상이하거나, 일부 설치 업체에 의존하는 경향이 많다. 특히, 그중에서도 교량용 방호울타리와 난간대는 교통사고 및 보행자의 추락사고 방지에 큰 역할을 하지만, 설계기준에 대한 국내의 연구개발 활동은 매우 미흡한 실정이며, 주로 일본 등의 자료를 준용하여 적용하고 있다.

본 발명과 관련된 국내 선행기술들을 살펴보면 다음과 같다. 도 2의 (a)에 도시된 바와 같이, '교량 난간의 자살방지 장치(KR 20-0274845 Y1)'의 경우, 투신자살 시도자가 교량 난간을 타고 교량 정상으로 올라가는 것을 롤링작용에 의한 미끄러짐으로 사전에 차단할 수 있도록 함으로써 그 투신자살 시도로 인한 불필요한 인력 낭비와 각종 불편성을 효과적으로 해소할 수 있는 교량 난간의 자살 방지 시설물에 관한 것이다. 보다 상세하게, 양측 지지프레임의 길이 방향을 따라 다수의 회전 중심축의 양단이 고정되고 상기 회전 중심축 상에는 베어링에 의해 회전 가능하게 지지되는 다수의 롤러가 구비되는 것으로 구성된 롤링부가 교량 난간의 경사진 부분에 형성되는 것이 특징이다.

또한, 도 2의 (b)에 도시된 바와 같이, '교량용 방호울타리(KR 20-0326711 Y1)'의 경우, 교량을 주행 중인 차량이 교량을 이탈하여 교량 하부의 강, 바다, 저수지 등으로 추락되는 것을 방지하되, 특히 차량의 충돌 시에 그 충격을 현저히 완화시킴과 아울러 충돌된 차량이 안전하게 정방향으로 진행될 수 있도록 유도함으로써 2차적인 사고를 예방하여 인명과 차량의 피해를 최소화할 수 있도록 한 교량용 방호울타리에 관한 것이다. 이러한 기술은 교량의 가장자리를 따라 일정 간격의 거리를 두고 설치되는 다수개의 지주에 횡간체가 다단으로 이격되어 설치된 교량용 방호울타리에 있어서 횡간체의 전면이 후면에 비해 폭이 좁고 개구된 형상의 볼 채널로 되어있고 볼 채널 내부에는 다수개의 완충 볼 일부가 돌출되어 회전 가능하도록 연속하여 삽입되어있는 것이 특징이다.

또한, 도 2의 (c)에 도시된 바와 같이, '추락 방지기능을 갖는 교량용 안전난간(KR 10-0681735 B1)'의 경우, 교량의 양단부에 설치되는 난간의 구조를 차량 충돌 시 그 충격을 흡수함과 동시에 차량이 추락하는 것을 방지할 수 있도록 제작함으로써 난간에 차량이 충돌 시 차량파손 및 인명피해를 최소화할 수 있도록 한 추락 방지기능을 갖는 것이 주요한 특징이다.

또한, 도 2의 (d)에 도시된 바와 같이, '투신방지용 펜스(KR 10-1490116 B1)'의 경우, 교량의 난간에 설치되어 의도하지 않은 보행자의 실수로 인한 추락이나, 고의적인 투신을 방지할 수 있도록 구성된 투신방지용 펜스이다. 수직 방향으로 설치되는 한 쌍의 지주를 보행자가 잡거나, 매달릴 시 힘 방향으로 무한 회전 가능하도록 펜스 상단부의 미리 정해진 일정 길이만큼의 부분에 걸쳐 지주 사이에 횡 방향으로 복수의 회전 봉을 설치한다. 또한, 회전봉의 하부 지주 사이에 설치되는 하나의 투명판을 고정하기 위해 투명판의 상·하측에 횡방향으로 설치되는 복수의 고정프레임 및 지주에 투명판을 고정하기 위한 복수의 고정 핀을 포함하고 있다. 회전 봉 사이나, 최상단 회전 봉 위를 통하여 보행자가 팔을 뻗어서 바로 아래의 회전 봉을 잡을 수 없을 만큼의 두께와 간격으로 설치됨으로써 보행자가 회전 봉을 잡고 매달릴 수 있는 가능성을 낮추는 것이 특징이다.

또한, 도 2의 (e)에 도시된 바와 같이,'자살방지용 펜스(KR 10-1523739 B1)'의 경우, 회전체를 펜스에 설치하여 월담을 시도하는 자가 용이하게 파지하지 못하도록 함으로써 자살을 방지할 수 있는 펜스에 관한 것이다. 보다 상세하게, 지면으로부터 직립하여 기설정된 간격으로 설치되는 복수의 지주부와 파이프 형상으로 형성되어 지주부 사이에 수평방향으로 연결되는 복수의 연결부와 내부에 연결된 주판알 형상의 회전체와 베어링이 외주면에 설치된다. 또한, 회전체의 양 측면이 관통된 영역으로 삽입되어 회전체와 함께 회전하는 회전 볼트를 포함하는 복수의 회전부를 포함하는 것이 특징이다.

또한, 도 2의 (f)에 도시된 바와 같이, 국외 선행기술로서, 미국의 'Bridge Deck(US 5033147 A)'의 경우, 교량 상판에 관한 것으로 복수의 Deck Slab을 포함하고 있으며, 이러한 복수의 Deck Slab가 Lower Wall, Upper Wall을 연결하는 것을 특징으로 한다.

또한, 도 2의 (g)에 도시된 바와 같이, 일본의 '방호 펜스 및 그 조립 방법(JP 6231853 B2)'의 경우, 충분한 두께의 연석 콘크리트가 구비되지 않은 고가교, 교량 등이어도 그에 따른 시설물을 설치할 수 있음과 동시에 위험한 요소의 물체 등이 도로의 외측에 낙하하는 것을 방지하는 낙하방지용 펜스 부재가 설치된 방호책에 관한 것이다. 이러한 기술은 제1의 펜스 부재와 제2의 펜스 부재의 연결수단을 특징으로 하고 있다.

상술한 국내·외의 선행기술들에서는 교량의 미관성과 안전성을 고려한 투신자살을 예방하는 새로운 안전난간대를 만드는 기술의 도출이 쉽지 않기 때문에, 대부분이 기존의 일반적인 난간대에 간접적인 기능을 추가하는데 그치고 있다. 즉, 안전난간대 전체가 유기적으로 연결되어 거동하지 않는 단점이 있다.

한편, 난간대는 층계나, 다리 등의 가장자리에 설치하여 추락 및 낙상사고를 막고, 장식적인 역할로도 쓰이게 된다. 난간대는 보통 사람이 선 자세로 손을 얹을 수 있는 높이로 설계되어 자동차 및 통행자의 안전감을 높여준다. 이러한 난간대는 주철, 주강, 경량 형관, 가드 레일, 알루미늄 합금, 철근 및 콘크리트 등의 재료가 사용되어 외관도 구조물의 형식, 환경 등을 고려하여 선정하게 된다. 이와 같은 난간대에 관련한 기존 국내·외 연구 동향은 다음과 같다.

국내의 김석구는 '아파트 금속제 난간에 대한 안전성 연구(1994)'를 수행하였다. 이 연구는 아파트에 많이 사용되는 금속제 난간의 제작 및 설치와 그에 따른 안전성에 관한 것으로 인명사고를 방지하기 위한 일반적인 안전난간의 구조 안전성을 검증한 것이다.

김성욱 등은 '교량난간의 안전성 평가에 관한 연구(1999)'를 수행하였다. 이 연구는 충돌 차량의 각도에 따른 교량 난간의 안전성에 관한 것으로, 기존의 철재나, 알루미늄 방호벽은 충돌하는 차량의 충격을 견딜 수 없으므로 새로운 철재 방호책의 기술 개발이 필요함을 제시하고 있다.

이성관은 '철재 교량난간 개발 및 안정성에 관한 연구(1999)'를 수행하였다. 이 연구는 교량의 철재 난간 개발 및 안전성에 관한 것으로, 대형트럭을 이용한 모의 차량 충돌 실험을 수행하여 교량 철재 난간을 개발하고자 한 것인데, 응력을 분산시키기 위해 난간의 형태를 변형시켜 적용하는 것에 주력된 연구이다.

윤태양 등은 '충격완화형 철재 교량 난간에 대한 연구(1999)'를 수행하였다. 이 연구에서는 기존의 철재 교량 난간이 추락 사고를 예방하는데 매우 부족한 성능이라고 제시하고 있으며, 새로운 기술의 철재 교량 난간에 대한 연구의 언급을 피력하고 있다.

손기상은 '안전난간 유형에 따른 작업자 안전의 상관관계에 대한 실험적 연구(2001)'를 수행하였다. 이 연구는 20대~50대 연령 레벨의 작업자 각각 3명씩, 9 m 높이에서 제시된 3가지 유형의 난간쪽으로 3 m 전방에서 걸어가도록 하여 안전난간에 따른 작업자의 심리상태를 관찰한 연구이다.

이재혁 등은 '철재 교량난간용 충격완화장치의 설계방법과 충격에 대한 구조시험 연구(2003)'를 수행하였다. 이 연구는 교량용 철재 난간의 충격완화 장치에 관한 것으로, 충격완화 장치의 설계 방법에 따른 충격 실험을 실시하여 난간에 충격이 가해졌을 때 난간 하단부에서 충격 에너지를 흡수할 수 있는 시설이 있어야 한다는 것을 지적함으로써 충격완화 부재에 초점을 두어 이에 따른 개선을 제안하고 있다.

김재일 등은 '컴퓨터 시뮬레이션에 의한 콘크리트 교량 난간의 동적거동 분석 연구(2004)'에서 구조 해석적 실험을 수행하여 교량 난간의 동적거동을 분석하였다. 이 연구는 다양한 고정 앵커에서의 난간 성능을 검증하고, 이에 따른 충격하중을 도출한 것이다.

김현태는 '대형 교량의 작업 시 추락사고 예방에 관한 연구(2006)'를 수행하였다. 이 연구에서는 교량 공사의 계획과 설계 및 시공 단계별 작업절차에 따른 위험요소 및 문제점들을 도출하고, 이를 사전에 제거 및 해결할 수 있는 안전작업의 방법 등이 필요하다고 제시하고 있으며, 안전난간대는 지름 2.7 ㎝ 이상의 금속제 파이프나, 그 이상의 강도를 가진 재료일 것을 강조하고 있다.

이문환 등은 '건축물에 안전 유리난간 사용의 활성화를 위한 창호(Fittings)의 구조 제안에 관한 연구(2010)'를 수행하였다. 이 연구는 공동주택 등의 난간 설치를 제외함으로써 기존의 난간 가격대비 15%의 공사비 절감에 따른 그 효과를 분석한 것이다.

김현중 등은 '교량의 자살방지 시설물에 대한 고찰 연구(2014)'를 수행하였다. 이 연구에서는 주요 교량의 투신자살 시도자에 대한 연도별 분석과 방지 시설물에 대한 연구가 필요하다고 제안하였다. 또한, 접근성이 편하고 보행 이동이 가능한 인도가 있는 교량에서는 더욱 자살률이 높게 나타났으며, 교량 위에 설치된 CCTV 및 긴급전화 등의 보조 시스템은 투신자살 방지에 있어서 그 효과가 미비한 것으로 나타나 교량에서의 투신 자살률을 감소시킬 수 있는 직접적인 방법은 투신자살 시도의 기회를 최소화하는 투신자살 방지 시설물의 설치가 가장 효과적인 것으로 입증되었으나, 국내에서는 그 적용이 아주 미흡한 것으로 제시하고 있다.

이상문 등은 '공동주택 발코니(Balcony) 난간 거치형 태양광 발전설비의 구조 안전성 평가 연구(2016)'를 수행하였다. 이 연구는 태양광 발전설비의 성능 확보에 따른 구조적 안전성을 위한 요소를 설정하고, 그 요소에 대한 성능 실험 등의 결과를 제시한 것이다.

김대규 등은 '사람이 건물의 벽·난간에 기대었을 때 작용하는 하중의 크기에 관한 연구(2017)'를 수행하였으며, 벽·난간에 사람이 기대었을 때의 최대 하중의 크기를 찾는데 그 목적을 두었다. 이 연구는 건식 경량칸막이벽의 설계에 필요한 기초자료를 확보하기 위한 것이다.

김홍삼 등은 '고로슬래그 미분말을 혼입한 기계 타설용 난간방호벽 콘크리트의 현장적용에 대한 연구(2017)'를 수행하였다. 이 연구에서는 철강 산업에서 많이 사용되는 고로슬래그를 사용하여 난간 벽의 콘크리트 제작 시 광물질 혼화재를 주입한 재료적인 특성을 활용하는 연구를 수행하였다. 이 연구에서는 난간 벽을 제작한 후 실제 교량의 난간 방호벽을 구축하기 위한 제작 및 실험을 실시하였으며, 그 결과 하중의 크기 때문에 실제 교량의 적용에는 무리가 있음을 제시하였다.

윤병익 등은 '고층아파트의 테두리 난간벽이 인접된 벽체 설계에 미치는 영향에 대한 연구(2018)'를 수행하였다. 이 연구는 테두리 난간벽이 있는 경우와 없는 경우로 구분하여 실시한 구조 해석을 통하여 테두리 난간벽이 인접 벽체의 구조 안전성에 미치는 영향을 제시한 것이다.

권지은 등은 '평난간(平欄干)의 유형 및 제 특성에 관한 연구(2019)'를 수행하였다. 이 연구는 경북지방 반가(班家)에 설치되어있는 평난간의 형식, 구성요소, 장식성 및 지역적 특성을 찾는데 주력한 것이다.

문성오 등은 '추락재해 예방을 위한 비계 안전난간 선행공법의 국내 건설현장 적용에 관한 연구(2019)'를 수행하였다. 이 연구는 비계 조립 시 안전난간을 먼저 설치하고, 해체 시 역순으로 안전난간이 마지막 순서가 되도록 안전난간의 새로운 구조를 제안하고, 이를 기술적으로 검증한 것이다.

최승욱 등은 '설치가 용이한 안전난간에 대한 연구(2019)'를 수행하였다. 이 연구는 선행 기술에 대한 특허분석을 통해 설치 및 해체 시간의 단축과 충분한 실효성 확보 및 다양한 건물 형상에 적용 가능해야 한다는 개선점을 도출하여 제시한 것이다.

국외의 Fairchild, E. J. et al.은 '투신자살 등의 사회문제를 해결하기 위한 법의 제정과 실질적인 프로그램에 관한 연구(1978)'를 수행하였다. 이 연구에서는 직장에서의 안전과 건강을 구현하기 위한 직업 안전보건법의 마련으로 법의 표준 시행뿐만 아니라, 연구, 교육 및 프로그램 등 다양한 시스템을 제공하고, 직업안전보건기준에 표준화한 것을 제시하고 있다.

O'Carroll, P. W. et al.은 '교량 자살에 대한 실질적인 대책과 예방을 위해 미국 Washington의 교량 중 Ellington Bridge와 Taft Bridge의 두 교량에서 발생한 자살률과 그에 따른 원인에 대하여 분석 및 연구(1994)'를 수행하였다. 이 연구에서는 자살 방지 시설물(Bridge Barrier Fence)을 교량에 설치하는 것에 대해 '경관을 해친다.', '인공구조물 등을 설치하지 않고 교량 그 자체를 유지해야 한다.', '펜스 등과 같은 인공구조물은 실질적으로 도움이 되지 않는다.'라는 등의 반대 의견으로 인해 펜스 설치를 미루다가 투신자살 방지 펜스가 설치되자 투신 자살률이 급감했다는 결과를 제시하고 있다.

Prevost, C. et al.은 '투신자살 예방에 대한 펜스의 실효성에 대한 연구(1996)'를 수행하였다. 이 연구에서는 미국의 Golden Gate Bridge나, Niagara Falls와 같은 유명한 투신자살 시도 장소 중 하나인 캐나다 몬트리올의 Jacques Cartier Bridge에 펜스를 설치하여 투신자살 시도를 방지할 것을 제안하였다.

Wassell, I.J.는 '펜스의 역할과 기능에 관한 연구(1997)'를 수행하였다. 이 연구에서는 펜스는 무언가 보호하거나 침입자를 막고, 그에 대한 방어로 충분히 오래 지체시키는 것을 주목적으로 하며, 단순한 형태이거나, 값싼 재질의 펜스는 그 기능을 제대로 수행할 수 없음을 제시하고 있다. 또한, 이러한 펜스를 교체할 대안은 펜스에 단단하고 질 좋은 재질을 추가함으로써 펜스의 기능을 강화시키는 것이며, 이러한 형식의 일반 펜스보다 더욱 강화된 방어기능을 탑재한 펜스이어야 투신자살을 방지할 수 있다고 제안하였다.

Pelletier, A. R.는 'Memorial Bridge에 적용된 안전펜스에 대하여 실질적인 효과에 대한 분석 및 연구(2007)'를 수행하였다. 이 연구에서는 미국 오거스타주의 기념다리인 Memorial Bridge에 적용된 안전펜스에 대하여 실질적인 효과가 있는가를 분석하였는데, Memorial Bridge에서 지속적인 투신자살이 일어나자, 높이 약 11피트의 안전펜스를 설치하였다가 교량 개선작업으로 인해 이를 제거하였는데 이러한 결정이 옳은 것인가를 다룬 것이며, 안전펜스가 설치됨에 따라 Memorial Bridge에서의 자살은 없었고, 다소 약소하기는 하지만 전체적인 자살률도 감소한 것으로 제시하고 있다. 또한, 안전펜스와 같은 투신자살 방지 시설물은 투신자살을 예방하는데 있어 효과적이며, 특히 충동적인 투신자살 시도를 방지하는 부분에도 효과가 있음을 확인하였다.

Beautrais, A. L. et al.은 'Grafton Bridge에서 안전펜스의 유·무에 따른 자살을 비교 연구(2009)'를 수행하였다. 이 연구에서는 안전펜스의 설치, 철거, 재설치에 따른 기간별 투신 자살률을 비교 분석하여 펜스를 철거한 이후 투신자살 시도 건수 및 자살률이 펜스를 설치하였을 때와 무려 5배나 증가한 결과와 개선된 디자인의 안전펜스를 재설치하자 뉴질랜드의 Grafton Bridge에서 투신자살한 사람은 0명인 결과를 제시하고 있다. 또한, 안전펜스가 투신자살을 방지하는데 효과적임을 확인하여 펜스의 제거는 투신자살의 증가를 가져오고, 펜스의 설치는 투신자살을 방지한다며 안전펜스 설치의 필요성을 제안하였다.

상술한 바와 같이, 연구 초기에는 주로 교량 추락방지용 난간대 개발에 그친 경우가 많았으며, 점차 교량 방호울타리 시설물의 개발이 이뤄지기 시작했다. 추락방지 기능을 갖는 난간대는 차량이 충돌하였을 때 인명피해를 최소화하는 방향으로 개발된 것이며, 교량용 방호울타리의 개발은 횡간체의 전면이 후면에 비해 폭이 좁아 실용화를 이루지 못한 면이 있었다. 또한, 대부분의 연구는 토목 및 건축에 사용되는 일반적인 안전난간대의 부재 및 사용에 관련한 것이고, 일반적인 안전난간대의 기본적인 구조해석 및 충돌실험과 새로운 안전난간대의 필요성에 관해서만 언급한 것이다. 이외에도 안전난간대에 대한 이론적 연구는 있으나, 매우 제한적인 면이 있기 때문에 사람이 접근하여 승강하지 못하도록 고안된 기술의 개발이 필요한 실정임을 알 수 있다. 이론적인 연구로 이래철 등은 '도로 및 교량의 부속 시설물 설계기준에 관한 연구(2005)'를 수행하여 도로 부속시설물의 설계기준을 전반적으로 검토하였고, 많은 사고가 도로 부속시설물 관련 사고인 점을 감안할 때, 이에 대한 설치기준과 설계기준의 개선 및 강화가 필요한 것으로 제시하였다.

김대규 등이 '사람이 건물의 난간벽에 기대었을 때, 작용하는 하중의 크기를 연구(2017)'를 수행한 것이 투신자살을 막기 위한 원초적인 연구의 시도라 판단되나, 이 역시 근본적인 자살예방 기술로는 이르지 못하였다. 또한, 교량 바닥판의 콘크리트 난간에 대한 정적 실험을 실시하기도 하였으나, 이는 장치에 대한 개발이 아닌 기존의 난간에 대한 안전성을 검증하는 수준에만 이르고 있는 연구이다. 이외에 교량의 구조적 안전성에 대한 연구도 시도되었지만, 이 역시 기존의 안전난간에 대한 구조성능의 검토를 통한 새로운 투신자살 예방장치에 대한 고안은 아니라고 할 수 있다.

한편, 국내·외의 주요 교량에 투신자살 방지 시설물을 설치한 대표적 사례들을 살펴보면 다음과 같다.

운암대교는 매년 10여 명의 투신자살 시도자와 2∼3명의 투신자살 사망자가 발생하는 '자살 다리'라는 오명을 지닌 대교이다. 도 3의 (a)에 도시된 바와 같이, 교량관리 지자체인 임실군은 운암대교에서의 투신자살 시도가 끊이지 않자 이를 예방하고자 기존에 설치된 1 m 높이의 차량방호울타리에 1.2 m의 투신자살 방지 시설물을 추가 설치하였다. 이에 관계자들은 막연히 높아진 안전펜스의 높이로 인해 투신자살 시도는 일부 방지할 수 있지만, 교량의 경관은 전혀 고려되지 않아 미관이 훼손된 시설물의 설치라고 지적하고 있다.

한강교량 중 마포대교는 투신사고 상위 3대 교량에 속한다. 특히, 마포대교는 상위 3대 교량 중 가장 투신자살 시도자 수가 많은 교량이다. 연도별 투신사고 발생 현황을 들여다보면, 2003년에는 7건이었으나 매년 점차 증가하여 2007년엔 33건으로 가장 많은 투신사고가 일어났다. 마포대교의 사고 건수 당 발생 일수를 보면 2003년도엔 52.1일마다 1건의 발생을 보였으나, 2007년엔 투신사고 발생 수가 가장 많아 11.1일마다 1건 발생하였다. 2007년 이후, 마포대교의 투신자살 시도 및 사고가 지금까지 이어지자 급기야 이에 골머리를 앓던 서울시가 2015년 8월에 디자인 공모로 선정된 투신자살 방지 시설물을 설치하게 되었다. 도 3의 (b)에 도시된 바와 같이, 마포대교에 설치된 투신자살 방지 시설물은 펜스의 지주 상단부에 기울기를 주어 안쪽으로 휘게 만든 2.5 m 높이에 구조로써 중간부에 배치된 와이어(Wire)층과 상단부에 배치된 바둑알 모양의 회전체를 통해 투신자살 시도자의 접근을 차단하는 형태이다. 서울시는 위와 같은 시설물로 마포대교에서의 투신자살 시도를 막아보고자 노력하였으며, 그 결과 투신자살 방지 펜스가 설치되기 전 한 해 200명이었던 투신자살 시도자 수는 설치 이후 160명으로 감소하였다.

전체적인 투신 자살률의 감소로 인해 투신자살 시도자 수가 줄어든 것처럼 보이지만, 매년 100명이 넘는 투신자살의 지속적인 발생으로 인해 투신자살 방지에 있어서는 커다란 효과가 없는 것으로 나타났다. 또한, 소방 관계자들은 마포대교의 투신자살 방지 시설물이 '오히려 투신자살 시도자의 구조 활동에 방해가 된다.'는 평을 내리기도 하였다. 그 이유는 투신자살 방지 시설물에 설치된 펜스들은 기본적으로 다른 곳보다 펜스가 낮고, 아래쪽에는 발을 밟고 올라가기 쉬운 곳이 돌출해 있기 때문이다. 또한, 교량에 설치한 비상벨을 밟고 올라가는 경우가 있다. 자살을 예방하기 위해 위로하는 사람을 형상화한 동상이 있는데 이조차도 펜스를 넘어가기 위한 발판으로 사용된다. 이렇게 마포대교에 설치된 투신자살 방지 시설물은 투신자살 시도자들이 이용하기 쉬운 취약지점들이 있다.

문의대교는 충북과 대전시를 연결하며 인적이 드문 수면과의 높이가 무려 30 m에 달하는 교량이다. 이 교량에서는 매년 투신자살 사건이 끊이지 않고 있으며, 최근 5년 동안 12건의 투신자살이 발생하였다. 이에 심각한 투신자살 문제를 해결하고자, 자살 예방 대책의 필요성을 제기하여 2018년도에 안전펜스를 설치하게 되었다. 도 3의 (c)에 도시된 바와 같이, 문의대교에 설치된 안전 펜스는 2.6 m의 높은 높이로 철재 지주에 메탈라스(Metal Lath)를 탑재하여 투신자살 시도자의 접근을 차단하는 형태이다. 하지만, 높게 뻗은 장벽의 외형으로 주변 경관성과 시인성이 저하된다는 단점이 있다.

호주 Harbour Bridge는 도 3의 (d)에 도시된 바와 같이 투신자살 방지 장벽이 설치되어 있다. 호주 시드니의 Harbour Bridge에 이러한 투신자살 방지 장벽이 설치된 이유는 호주 멜버른에 위치한 West Gate Bridge에서 2009년 2월에 한 아버지가 네 살 배기 여자아이를 교량에서 집어던져 투신 살해한 사건 때문이다. 현재 Harbour Bridge는 2,000만 달러의 추가비용을 들여 이러한 철재 그물망 투신자살 방지 장벽을 교량 전 구간에 걸쳐 설치하였으며, 이후 교량에서의 투신 자살률이 85%까지 감소되었다.

뉴질랜드의 Grafton Bridge는 1936년에 투신자살 방지 시설이 구축된 이후 1996년까지 투신자살 방지를 위한 시설물이 유지되었다. 그러나 1996년에 시의회에서 이 시설물이 교량의 공학적 구조를 파괴하고, 보기 흉측하다는 이유로 항의하여 투신자살 방지시설물을 제거하였다. 투신자살 방지 시설물이 제거된 이후, 무려 투신 자살률이 5배나 증가하는 결과로 나타났다. 이로 인해 2003년부터 투신자살 방지시설물이 재설치 되었는데, 도 3의 (e)에 도시된 바와 같이 경관성을 고려하여 유리로 된 곡선의 스크린 시설물을 설치하였다. 투신자살 방지 시설물이 재설치된 이후로 투신자살이 더 이상 발생하지 않게 되었다.

캐나다 Prince Edward Viaduct Bridge는 투신자살 방지 시설물의 미설치로 인한 교량에서의 투신자살이나, 사고 등의 발생이 늘어나자 2003년 토론토 시의회가 도 3의 (f)에 도시된 바와 같이 약 550만 달러의 예산을 들여 빛나는 장벽(Luminous Veil)이라 불리는 투신자살 방지 시설물을 설치하였다. 이는 수천개의 얇은 철 막대로 구성되어있으며, 외부에서 기울어진 철재 지주에 의하여 지지되는 형태로 만들어졌다. 투신자살 방지 안전 펜스가 설치된 후에는 더 이상 투신자살이 일어나지 않았지만, 온타리오 지역의 Bloor Street Viaduct Bridge에 투신자살 방지시설물을 설치한 이후에도 연간 투신시도로 인한 자살률은 변동은 미흡한 것으로 나타났다. 이는 타 지역 전반에 투신자살률이 감소된 결과와는 대조된다. 이것은 투신자살 방지 시설물이 설치되지 않는 다른 교량이나 건물들에서의 투신자살률이 높아지는 결과로 이어졌으며, 이러한 결과로 보아 투신자살이 Bloor Street Viaduct Bridge에서만 특별하게 발생하는 것은 아니라는 것을 알 수 있다. 따라서 인근에 비슷한 교량들이 존재할 경우, 특정 교량에만 투신자살 방지 시설물을 설치한다는 것은 전체적인 투신자살률 감소에는 커다란 도움이 되지 않는 것으로 나타났다.

도 3의 (g)에 도시된 바와 같이, 캐나다 퀘벡주의 Jacques Cartier Bridge는 2004년 투신자살을 방지하기 위한 보호 곡선 펜스를 설치하였으며, 의심스러운 동작이 있는 사람을 발견할 시에 신속한 개입을 할 수 있도록 하는 카메라 시스템도 갖추었다. 이런 노력으로 인해 투신으로 인한 자살률은 감소하게 되었으며, 이로 인한 인근 교량에서 투신 자살률의 증가도 없었다. 퀘벡의 자살률은 1999년 인구 10만 명 당 22.2명이었으나, 2005년 10만 명 당 약 16명으로 줄어들었다. 이러한 통계치는 퀘벡의 자살률을 직접적으로 낮추었다고 단정하기는 어렵지만, 자살률을 낮추는데 긍정적인 도움을 주었다.

미국 Aurora Bridge는 2006년 12월에 자살을 방지하기 위하여, 도 3의 (h)에 도시된 바와 같이 6대의 전화와 18개의 표지판을 설치하여 투신자살 시도자들의 자살을 예방하였다. 또한, 교량에 투신자살 방지시설물을 설치하기 위해 2006년 말에 지역 활동가와 정치적 지도자들이 모여 FRIENDS(The Fremont Individuals and Employees Nonprofit to Decrease Suicides)라는 단체를 만들었다. 이후 2010년 봄에 투신자살 방지시설물 설치공사가 시작되었고, 2011년 2월에 완성되었다.

칠레의 Nusle Bridge는 더 많은 투신자살을 방지하기 위하여, 도 3의 (i)에 도시된 바와 같이 체인 링크 울타리 펜스를 설치하였다. 그러나 이 체인 링크 울타리 펜스는 투신자살 시도자가 올라갈 수 있었다. 2006년에는 체인 링크 울타리 펜스를 넘어 63명이 투신자살을 시도하였으며, 결국 5명이 목숨을 잃었다. 따라서 2007년에 약 1m(3ft) 넓이의 스트립을 달고, 금속으로 마무리하여 투신자살 시도자들이 더 이상 이 펜스에 오를 수 없도록 추가 설치하였다.

도 3의 (j)에 도시된 바와 같이, 교량 투신자살 방지시설물이 적용된 미국 Golden Gate Bridge는 전 세계에서 투신자살 사고가 가장 많은 교량으로 알려져 있다. Golden Gate Bridge는 투신자살 사고를 줄이기 위하여 여러 가지의 방지 기술을 도입하였다. 교량에 상담 전화(Hot line)를 설치하고, 투신 시도자를 찾아내기 위하여 감시원이 돌아다니기도 하며 일부 지역은 밤에 통행을 금지하기도 한다. 그러나 지금껏 투신자살을 막기 위한 시설물은 설치되지 않은 상태로 1.2m의 펜스만이 존재하는 상태였다. 이러한 이유는 교량의 공학적 설계해석의 어려움뿐만 아니라 많은 비용의 예산이 소요되고, 경관상의 찬반 의견대립 등이 교량의 투신자살을 막기 위한 시설물의 설치를 힘들게 하고 있기 때문이다. 2008년 10월 Golden Gate Bridge의 이사회에서는 플라스틱으로 덮인 스테인리스-강철 그물망을 다리 아래에 설치하기로 하였으며, 이 그물망은 각 측면에서 약 6m 폭의 정도로 설치되었다. 이 그물망 시설물의 예상 비용은 4천만∼5천만 달러가 소요될 것으로 예측되었고, 현재는 자금 부족 등의 이유로 지연되고 있다.

앞서 언급한 국내 사례의 마포대교와 같은 경우는 오히려 펜스가 투신자살을 위한 발판으로 사용되며, 구조 활동을 하는데 있어 오히려 까다롭게 만드는 단점이 있다. 또한, 캐나다 Prince Edward Viaduct Bridge의 사례로 볼 때 특정된 한 곳에만 투신자살 방지시설물을 설치하는 것은 큰 의미가 없음을 알 수 있다. 이를 통해 국내에서도 투신자살률을 줄이고, 효과적인 구조활동을 할 수 있도록 하는 새로운 투신자살 방어 시스템이 필수적으로 개발되어야할 것으로 판단된다.

살펴본 바와 같이, 대부분의 투신자살이 고층 구조물과 교량에서 이루어지기 때문에 기존의 일반 안전난간대에 단순히 기능을 추가하는 것으로는 한계가 있다. 교량 및 고층 구조물에서의 투신자살을 줄이기 위해 정부차원에서 자살예방 시설물 등의 설치를 강조하고 있는 만큼, 투신자살 시도를 예방하기 위한 안전시스템 기반 마련의 중요성이 대두되고 있다

이렇듯 교량 및 고층 구조물에서의 추락 및 투신자살 방어를 위한 시스템의 개발과 그에 따른 기술의 중요성이 대두되고 있는 실정임에도 불구하고, 지금껏 국내·외에서 개발된 투신자살 방어 시스템은 회전 원통형 시스템(Rollinder System)이 유일하지만, 투신자살 방어를 위해 개발된 회전 원통형 시스템의 구조적 안전성을 검증하기 위한 구조해석과 성능시험은 전무하였다.

이에 따라, 본 발명자는 회전 원통형 시스템의 구조해석과 성능시험을 통해 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템을 연구·개발하고 그 효과를 확인하여 본 발명을 완성하였다.

본 발명의 목적은, 상술한 종래의 문제점을 해결하기 위한 것으로서, 기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 값을 만족하는 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템을 제공함에 있다.

상기 목적은, 본 발명에 따라, 지면 또는 구조물에 결합되는 결합부; 상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고, 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 지지부; 및 상기 지지부에 회전가능하게 설치되며, 투신시도자에 의해 파지되는 경우 회전하여 상기 투신시도자의 투신을 저지하는 회전부를 포함하되, 상기 지지부와 상기 회전부는, 기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 상한값을 각각 만족하고, 상기 지지부가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 3개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 200 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 114 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 310 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 207 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 예각은, 40° 내지 75°로 마련되고, 상기 지지부가 일부분이 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 4개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 245 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 140 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 186 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 117 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 둔각은, 105° 내지 140°로 마련되고, 상기 결합부는, 일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제1삽입공간을 형성하고, 타측면에 상기 지지부가 상측으로 연장형성되는 베이스플레이트와, 일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제2삽입공간을 형성하고, 상기 베이스플레이트를 덮는 베이스플레이트커버를 포함하고, 상기 베이스플레이트커버는, 상기 구조물의 일부분이 상기 베이스플레이트의 상기 제1삽입공간에 삽입된 상태에서, 상기 제2삽입공간에 상기 구조물의 일부분이 삽입되도록 한 후 양 단부가 상기 베이스플레이트의 양 단부와 각각 체결됨으로써 상기 구조물을 압박하여 고정하고, 상기 지지부는, 상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 본체부와, 상기 본체부에서 복수개로 연장형성되는 암부를 포함하고, 상기 본체부와 상기 암부에는, 단면력을 증가시킴으로써 상기 지지부에 발생되는 국소적인 전단응력이 상쇄될 수 있도록, 길이방향을 따라 보조리브가 형성되고, 상기 회전부는, 길이방향으로 연장형성되며 내부공간을 형성하는 파이프와, 상기 파이프의 내부에 설치되고 중심부분에 수용공간이 형성되는 하우징과, 상기 수용공간에 설치되는 베어링과, 상기 암부와 상기 베어링을 상호 연결하는 체결부재와, 상기 베어링이 상기 수용공간에 수용된 상태에서 개방된 수용공간의 일측면에 노출된 베어링에 접촉하여 베어링을 지지하는 하우징캡을 포함하고, 상기 수용공간은, 상기 하우징의 외경보다 작은 직경으로 형성되고, 상기 베어링은, 상기 수용공간과 같은 직경으로 형성되어 상기 수용공간에 설치되고, 상기 파이프에는, 단면력을 증가시킴으로써 상기 파이프에 발생되는 국소적인 휨응력이 상쇄될 수 있도록, 내측에 길이방향을 따라 복수개의 보강리브가 형성되고, 상기 하우징은, 복수개의 상기 보강리브에 끼워맞춤 방식으로 설치될 수 있도록, 가장자리에 복수개의 홈이 형성되고, 상기 베어링은, 상기 지지부와 상기 파이프의 결합 각도가 어긋나는 경우에도 상기 파이프가 회전될 수 있도록, 이중 볼베어링으로 마련되는 것을 특징으로 하는 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템에 의해 달성된다.

삭제

본 발명에 따르면, 구조성능이 대폭적으로 개선·향상되어 투신시도자의 투신이 효과적으로 저지될 수 있는 회전 원통형 시스템이 제공될 수 있다.

한편, 본 발명의 효과는 이상에서 언급한 효과들로 제한되지 않으며, 이하에서 설명할 내용으로부터 통상의 기술자에게 자명한 범위 내에서 다양한 효과들이 포함될 수 있다.

도 1은 건설인이 주목하는 투신에 대한 사회경제적 비용증가를 도시한 것이고,
도 2는 본 발명과 관련된 국내·외의 선행 특허기술들을 도시한 것이고,
도 3은 본 발명과 관련된 국내·외의 주요 교량 투신자살 방지시설물을 도시한 것이고,
도 4는 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템을 전체적으로 도시한 것이고,
도 5는 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템을 전체적으로 도시한 것이고,
도 6은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 개발 개념을 도시한 것이고,
도 7은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 연구개발 방법 및 절차를 도시한 것이고,
도 8은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 결합부를 도시한 것이고,
도 9는 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 지지부의 투신자살 방어 테스트 과정을 도시한 것이고,
도 10은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 보조리브가 구비된 지지부를 도시한 것이고,
도 11은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부를 도시한 것이고,
도 12는 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 보강리브가 구비된 파이프를 도시한 것이고,
도 13은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부의 투신자살 방어 테스트 과정을 도시한 것이고,
도 14는 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 15는 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 16은 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 지지부의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 17은 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 사시도 및 정면도이고,
도 18은 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 19는 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 20은 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 지지부의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 21은 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 사시도 및 정면도이고,
도 22는 비교예 1의 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 23은 비교예 1의 레일 부재의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 24는 비교예 1의 지주 부재의 단면 형상 및 치수를 도시한 것이고,
도 25는 안전난간대의 수평하중 적용상태를 도시한 것이고,
도 26은 일반 안전난간대의 구조설계 과정을 도시한 것이고,
도 27은 비교예 1의 앵커볼트의 연결 상세를 도시한 것이고,
도 28은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 구조설계 과정을 도시한 것이고,
도 29는 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 지지부 및 결합부의 응력해석 결과를 도시한 것이고,
도 30은 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부의 응력해석 결과를 도시한 것이고,
도 31은 본 발명의 실시예 1에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 결합부의 휨모멘트를 도시한 것이고,
도 32는 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 지지부 및 결합부의 응력해석 결과를 도시한 것이고,
도 33은 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전부의 응력해석 결과를 도시한 것이고,
도 34는 본 발명의 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 결합부의 휨모멘트를 도시한 것이고,
도 35는 일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템의 성능시험의 절차를 도시한 것이고,
도 36은 일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템의 성능시험의 종류를 도시한 것이고,
도 37은 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템과 비교예 1에 따른 일반 안전난간대의 연직하중 시험을 도시한 것이고,
도 38은 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템과 비교예 1에 따른 일반 안전난간대의 최대 연직변위량을 도시한 것이고,
도 39는 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템과 비교예 1에 따른 일반 안전난간대의 수평하중 시험을 도시한 것이고,
도 40은 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템과 비교예 1에 따른 일반 안전난간대의 최대 수평변위량을 도시한 것이고,
도 41은 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 내충격성 시험을 도시한 것이고,
도 42는 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 회전내구성 시험을 도시한 것이고,
도 43은 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 염수분무 시험(아노다이징 표면처리)을 도시한 것이고,
도 44는 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 염수분무 시험(불소수지도장 표면처리)을 도시한 것이고,
도 45는 본 발명의 실시예 1과 실시예 2에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템의 염수분무 후 회전내구성 시험을 도시한 것이다.

이하, 본 발명의 일부 실시 예들을 예시적인 도면을 통해 상세하게 설명한다. 각 도면의 구성요소들에 참조부호를 부가함에 있어서, 동일한 구성요소들에 대해서는 비록 다른 도면상에 표시되더라도 가능한 한 동일한 부호를 가지도록 하고 있음에 유의해야 한다.

또한, 본 발명의 실시 예를 설명함에 있어서, 관련된 공지 구성 또는 기능에 대한 구체적인 설명이 본 발명의 실시예에 대한 이해를 방해한다고 판단되는 경우에는 그 상세한 설명은 생략한다.

또한, 본 발명의 실시 예의 구성요소를 설명함에 있어서, 제1, 제2, A, B, (a), (b) 등의 용어를 사용할 수 있다. 이러한 용어는 그 구성 요소를 다른 구성 요소와 구별하기 위한 것일 뿐, 그 용어에 의해 해당 구성 요소의 본질이나 차례 또는 순서 등이 한정되지 않는다.

지금부터는 첨부된 도면을 참조하여, 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템(100)에 대해 상세히 설명한다.

도 4 내지 도 45에 도시된 바와 같이, 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템(100)은 결합부(110)와, 지지부(120)와, 회전부(130)를 포함한다.

결합부(110)는 지면 또는 구조물에 결합되는 것으로서, 후술하는 지지부(120)가 상측으로 연장형성된다.

여기서 지면이란, 결합부(110)가 설치될 바닥면, 즉, 아파트, 고층건물, 일반주택의 옥상의 가장자리의 시설물 또는 교량, 고속도로, 보도육교, 선박 등의 바닥면일 수 있다.

또한, 여기서 구조물이란, 아파트, 고층건물, 일반주택의 옥상의 가장자리의 시설물 또는 교량, 고속도로, 보도육교, 선박의 양 가장자리에 설치된 기존의 난간 또는 공연장, 관광지, 운동장에 설치된 난간, 기타 추락의 위험이 있는 장소에 설치된 H 빔등의 물체 등일 수 있다.

즉, 결합부(110)는 앵커볼트 등을 이용하여 단독으로 지면에 설치되거나, 토공 방식으로 지면에 설치되거나, 지면에 설치된 H 빔의 상단에 설치되거나, 기존의 난간과 같은 구조물에 설치될 수 있다.

결합부(110)가 기존의 난간에 설치되는 경우, 회전 원통형 시스템을 설치하는데 있어, 기존의 난간을 전체적으로 제거하는 불편함이 감소되며, 회전 원통형 시스템의 시공 시, 기존의 난간을 그대로 활용할 수 있어, 시공시간 단축 및 시공단가가 절약되는 이점이 있고, 유지 및 보수가 용이해지는 이점이 있다.

한편, 결합부(110)가 볼팅결합 등의 방법(구조물 자체를 손상시키는 형태로 결합)으로 구조물에 결합되는 경우, 기존의 구조물의 안전 등급과 관련하여 문제된다. 따라서 결합부(110)가 구조물에 결합되는 경우, 결합부(110)는 구조물의 외면을 압박함으로써 구조물에 결합되는 것이 바람직하다(구조물의 안전 등급에 영향을 주지 않음).

도 8에 도시된 바와 같이, 이 경우 결합부(110)는 보다 상세하게, 베이스플레이트(111)와, 베이스플레이트커버(112)를 포함한다.

베이스플레이트(111)는 일측면이 개방되는 것으로서, 내부에 구조물이 삽입되는 공간인 제1삽입공간을 형성한다.

베이스플레이트커버(112)는 베이스플레이트(111)의 개방된 일측면을 압박하여 마감하는 것으로서, 내부에 구조물이 삽입되는 공간인 제2삽입공간을 형성한다.

즉, 구조물이 베이스플레이트(111)의 제1삽입공간에 삽입된 상태에서, 베이스플레이트커버(112)가 베이스플레이트(111)에 복수개의 앵커볼트 등을 통해 체결되면, 베이스플레이트(111)의 개방된 일측면을 압박함으로써 구조물을 손상시키지 않고 결합부(110)가 구조물에 고정될 수 있다.

지지부(120)는 결합부(110)에서 상측으로 연장형성되고, 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 것으로서, 일단부는 결합부(110)에 연결되고 타단부는 후술하는 회전부(130)가 회전가능하게 설치될 수 있다.

또한, 이러한 지지부(120)는 경량성, 합금에 의한 다양한 강도 특성, 면심입방구조로 가공성이 풍부, 자연적으로 발생하는 산화피막에 의한 우수한 내식성, 양극산화처리 등 표면처리성 우수, 저온 취성 없음, 열의 반사성 등의 다양한 특징을 가지는 알루미늄합금 재질로 마련되는 것이 바람직하다. 이 때, 지지부(120)는 몰드를 제작 후 금속의 원료를 용해하여 냉각·응고시켜 원하는 형상으로 만들어 사용하는 주조용합금재로 제조될 수 있다.

지지부(120)는 보다 상세하게, 본체부(121)와, 암부(122)를 포함한다.

본체부(121)는 결합부(110)에서 상측으로 연장형성되고, 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 것으로서, 길이방향을 따라 후술하는 암부(122)가 복수개로 연장형성된다.

이러한 본체부(121)는 결합부(110)보다 좁은 폭으로 형성되되, 상측으로 갈수록 폭이 좁아지도록 형성된다. 이러한 본체부(121)의 형상에 의하면, 본체부(121)의 제작시에 재료가 적게 투입되므로, 본체부(121)의 제조 단가가 절감되는 효과가 있다.

또한, 기설정된 각도는 지면을 기준으로 예각 또는 둔각을 모두 포함할 수 있는데, 예각인 경우 40° 내지 75°, 둔각인 경우 105°내지 140°로 마련되는 것이 바람직하다.

보다 상세하게, 본체부(121)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되는 경우, 본체부(121)가 내측으로 40° 내지 75°의 기울기를 가지도록 형성되며(즉, 본체부(121)는 투신시도자를 향하는 방향으로 기울어짐), 본체부(121)의 일부분, 즉, 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되는 경우, 본체부(121)의 상부가 외측으로 105°내지 140°의 기울기를 가지도록 형성된다(즉, 본체부(121)의 상부는 투신시도자가 위치한 방향에 대향하는 방향으로 기울어짐).

또한, 이러한 본체부(121)는 주변환경을 고려하여 주변환경에 어울리는 다양한 형태로 제작될 수 있다.

또한, 이러한 본체부(121)에는 돌기가 형성될 수 있다. 이러한 돌기에 의해서, 투신시도자가 지지부(120)를 파지하여 오르려하는 것이 효과적으로 방지될 수 있다.

암부(122)는 본체부(121)에서 내측으로, 즉, 투신시도자를 향하는 방향으로 본체부(121)의 길이방향을 따라 복수개로 연장형성되는 것으로서, 단부에는 후술하는 회전부(130)가 각각 설치된다.

즉, 회전부(130)는 암부(122)의 단부에 설치되기 때문에 본체부(121)는 회전부(130)로부터 이격되어 배면측에 위치될 수 있는데, 이 때, 복수개의 암부(122)는 지면에 대해 각각 기설정된 각도를 가지고 본체부(121)에서 비스듬하게 연장형성된다. 상술한 바와 같은 암부(122)에 따르면, 도 9에 도시된 바와 같이, 투신시도자가 회전부(130) 사이로 손을 뻗어 본체부(121)를 파지하려고 할 때, 팔목과 팔꿈치가 꺾이게 되어 팔의 온전한 힘을 쓸 수 없는 구조가 형성된다. 이에 따르면, 투신시도자가 본체부(121)를 파지한 다음 팔을 굽히는 것이 사실상 불가능하게 되며, 팔이 회전부(130) 사이에서 굽혀진다 하더라도 그 굽혀진 각도가 매우 크게 형성되기 때문에 어깨 관절과 팔꿈치 관절의 두 고관절(股關節)과 같은 큰 관절부위를 제대로 사용할 수 없게 되므로, 투신시도자가 본체부(121)를 파지한 후 오르는 것이 원천적으로 방지될 수 있다.

한편, 지지부(120)는 구조물의 내측 또는 외측으로 기울기를 갖는 형태를 지니고 있어 국소적인 전단응력에 취약할 수 있다. 따라서 도 10에 도시된 바와 같이, 지지부(120)의 단면력을 증가시켜 지지부(120)에 발현되는 국소적 전단응력이 상쇄되도록, 지지부(120)의 길이방향을 따라 보조리브(120a)가 설치될 수 있다.

회전부(130)는 상술한 암부(122)의 단부에 회전가능하게 설치되는 것으로서, 투신시도자에 의해 파지되는 경우 회전하여 투신시도자의 투신을 저지한다.

이러한 회전부(130)는 복수개로 마련되어 지면에 대해 경사를 이루도록 암부(122)에 순차적으로 설치될 수 있다. 이 때, 회전부(130) 사이의 간격은 투신시도자가 빠져나갈 수 없도록, 일반적인 성인의 머리의 좁은 측의 폭(13cm 내지 15cm)보다 더 작은 간격으로 마련되는 것이 바람직하다. 한편, 일반적인 성인의 신장이 170cm라고 할 때, 회전부(130)는 상술한 간격을 고려하면, 3개 또는 3개 이상으로 마련되어 순차적으로 배치되는 것이 바람직하다.

또한, 회전부(130)의 하단은 구조물의 상면에 근접하게 설치되는 것이 바람직하다. 구조물의 상면에 회전부(130)의 하단이 근접하게 설치되는 경우 투신시도자가 구조물을 밟고 올라설 수 없어 투신시도가 더욱 효과적으로 저지될 수 있기 때문이다.

도 11에 도시된 바와 같이, 회전부(130)는 파이프(131)와, 하우징(132)과, 베어링(133)과, 체결부재(134)와, 하우징캡을 포함한다.

파이프(131)는 내부공간을 형성하는 것으로서, 내부공간에는 후술하는 하우징캡과, 베어링(133)과, 체결부재(134)가 설치된다. 이러한 파이프(131)는 투신시도자가 파지하는 경우 내부의 베어링(133) 구조에 의해 회전함으로써, 투신시도자가 파이프(131)를 파지하며 오르는 것을 효과적으로 방지한다.

이러한 파이프(131)는 투신시도자가 쉽게 파지할 수 없도록 일반적인 사람의 손뼘보다 더 큰 직경으로 마련되는 것이 바람직하다.

또한, 이러한 파이프(131)는 경량성, 합금에 의한 다양한 강도 특성, 면심입방구조로 가공성이 풍부, 자연적으로 발생하는 산화피막에 의한 우수한 내식성, 양극산화처리 등 표면처리성 우수, 저온 취성 없음, 열의 반사성 등의 다양한 특징을 가지는 알루미늄합금 재질로 마련되는 것이 바람직하며, 표면이 아노다이징 또는 불소수지도장으로 표면처리될 수 있다. 이 때, 파이프(131)는 주요 재료의 변형 저항이 작은 열간에서 강관 또는 각관의 형상으로 만들어져 사용되는 가공용합금재로 제조될 수 있다.

또한, 파이프(131)의 외주면에는 파이프(131)의 길이방향을 따라 복수개의 블레이드가 설치될 수 있다. 이러한 블레이드에 따르면, 투신시도자가 파이프(131)를 파지하는 것이 더욱 어렵게 되어, 투신시도자의 투신시도가 더욱 효과적으로 저지될 수 있다.

한편, 파이프(131)는 국소적인 휨응력에 취약할 수 있다. 따라서 도 12에 도시된 바와 같이, 파이프(131)의 단면력을 증가시켜 파이프(131)에 발현되는 국소적 휨응력이 상쇄되도록, 파이프(131) 내측에 길이방향을 따라 복수개의 보강리브(130a)가 설치될 수 있다.

하우징(132)은 파이프(131) 내부에 설치되는 것으로서, 후술하는 베어링(133)이 중심에 설치된다. 이러한 하우징(132)은 파이프(131)의 내측에 형성된 복수개의 보강리브(130a)에 끼워맞춤 방식으로 설치될 수 있도록, 가장자리에 복수개의 홈이 형성되며, 중심부분에는 베어링(133)이 수용, 설치될 수 있도록 일측면이 개방되는 수용공간이 형성된다.

베어링(133)은 상술한 하우징(132)에 형성된 수용공간에 설치되는 것으로서, 후술하는 체결부재(134)의 일단부가 삽입되어 설치된다. 베어링(133)은 파이프(131)에 외력이 인가되는 경우 파이프(131)가 회전할 수 있도록 내부가 회전되는 방식의 볼베어링(133)으로 마련될 수 있다.

한편, 베어링(133)의 일면은 수용공간을 형성하는 하우징(132)의 일측 부분에 의해서 지지되며, 타면은 후술하는 하우징캡에 의해 지지된다. 이러한 베어링(133)의 지지구조에 의하면, 베어링(133)이 파이프(131)에서 이탈되는 것이 효과적으로 방지될 수 있다.

한편, 베어링(133)은 내부의 링이 외부의 일에서 자세가 변동가능한 이중 볼베어링(133)으로 마련될 수 있다. 이러한 베어링(133)에 따르면, 지지부(120)와 파이프(131)의 결합 각도가 다소 어긋나거나, 투신시도자의 자중에 의해서 지지부(120)와 파이프(131)의 배치 각도가 다소 어긋나는 경우에도 파이프(131)가 회전될 수 있는 효과가 있다.

체결부재(134)는 암부(122)와 베어링(133)을 상호 연결하는 것으로서, 일단부가 암부(122)에 설치되며 타단부는 베어링(133)에 설치된다. 이러한 체결부재(134)의 일단부에는 복수개의 관통홀이 형성될 수 있고, 암부(122)의 단부에도 이에 대응되는 홀이 형성될 수 있다. 이 때, 체결부재(134)의 일단부의 관통홀과 암부(122)의 홀은 볼트결합으로 체결될 수 있다.

하우징캡은 베어링(133)이 수용공간에 수용된 상태에서 개방된 수용공간의 일측면에 노출된 베어링(133)에 접촉하여 베어링(133)을 지지하는 것으로서, 하우징(132)에 설치된다.

하우징캡은 상술한 베어링(133)의 타면 가장자리 부분이 지지될 수 있도록 중심부분에 지지면을 형성한다. 이러한 지지면에 따르면, 베어링(133)의 타면이 지지되며, 일면은 하우징(132)에 의해 지지되므로, 베어링(133)의 위치가 고정되어 베어링(133)이 파이프(131) 내부에서 이탈되는 것이 효과적으로 방지될 수 있다.

상술한 바와 같은 회전부(130)에 따르면, 도 13에 도시된 바와 같이, 투신시도자의 투신이 효과적으로 저지될 수 있다.

또한, 상술한 지지부(120)와 회전부(130)는 기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 상한값을 각각 만족하도록 형성될 수 있다.

보다 상세하게, 지지부(120)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되고(즉, 본체부(121)가 투신시도자를 향하는 방향으로 기울어지는 경우), 회전부(130)가 3개로 마련되는 경우에는, 지지부(120)의 휨응력의 허용응력 상한값은 200 N/mm²으로, 전단응력의 허용응력 상한값은 114 N/mm²으로, 조합응력의 허용응력 상한값(즉, 조합응력의 내력비)은 1.0으로 각각 마련되고, 회전부(130)의 휨응력의 허용응력 상한값은 310 N/mm²으로, 전단응력의 허용응력 상한값은 207 N/mm²으로, 조합응력의 허용응력 상한값(즉, 조합응력의 내력비)은 1.0으로 각각 마련되어, 지지부(120)와 회전부(130)는 이러한 상한값들을 각각 만족하도록 형성될 수 있다.

또한, 지지부(120)의 일부분, 즉, 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되고(즉, 본체부(121)의 상부는 투신시도자가 위치한 방향에 대향하는 방향으로 기울어지는 경우), 회전부(130)가 4개로 마련되는 경우에는, 지지부(120)의 휨응력의 허용응력 상한값은 245 N/mm²으로, 전단응력의 허용응력 상한값은 140 N/mm²으로, 조합응력의 허용응력 상한값(즉, 조합응력의 내력비)은 1.0으로 각각 마련되고, 회전부(130)의 휨응력의 허용응력 상한값은 186 N/mm²으로, 전단응력의 허용응력 상한값은 117 N/mm²으로, 조합응력의 허용응력 상한값(즉, 조합응력의 내력비)은 1.0으로 각각 마련되어, 지지부(120)와 회전부(130)는 이러한 상한값들을 각각 만족하도록 형성될 수 있다.

한편, 지지부(120)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 3개로 마련되고, 결합부(110)가 앵커볼트 등을 이용하여 기존의 구조물에 직접 설치되는 방식으로 마련되는 경우, 결합부(110)의 두께는 14.3 mm 이상으로 형성되는 것이 바람직하다.

한편, 지지부(120)의 일부분, 즉, 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 4개로 마련되고, 결합부(110)가 본 발명의 베이스플레이트커버(112)를 통해 기존의 구조물을 압박함으로써 결합되는 방식으로 마련되는 경우, 결합부(110)의 두께는 17.8 mm 이상으로 형성되는 것이 바람직하다.

한편, 상술한 허용응력 상한값들을 만족하기 위하여, 지지부(120)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 3개로 마련되고, 결합부(110)가 앵커볼트 등을 이용하여 기존의 구조물에 직접 설치되는 방식으로 마련되는 경우, 회전부(130)의 두께는 10 mm로, 지지부(120)의 두께는 15 mm로, 결합부(110)의 두께는 25 mm로 마련될 수 있다.

한편, 상술한 허용응력 상한값들을 만족하기 위하여, 지지부(120)의 일부분, 즉, 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 4개로 마련되고, 결합부(110)가 본 발명의 베이스플레이트커버(112)를 통해 기존의 구조물을 압박함으로써 결합되는 방식으로 마련되는 경우, 회전부(130)의 두께는 3 mm로, 지지부(120)의 두께는 15 mm로, 결합부(110)의 두께는 30 mm로 마련될 수 있다.

상술한 바와 같은 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템(100)에 따르면, 구조성능이 대폭적으로 개선·향상되어 투신시도자의 투신이 효과적으로 저지될 수 있는 회전 원통형 시스템이 제공될 수 있다.

이하 발명의 구체적인 실시예의 구조해석과 성능시험을 통해 본 발명의 작용, 효과를 보다 구체적으로 설명하기로 한다. 다만, 이는 발명의 예시로서 제시된 것으로, 이에 의해 발명의 권리범위가 어떠한 의미로든 한정되는 것은 아니다.

실시예 1

도 14는 실시예 1의 회전 원통형 시스템을 나타낸 것이며, 실시예 1은 차도 및 보도 등의 시설한계(2020)를 고려하여 설계하였다. 지지부(120)는 지면에 대해 예각을 가지도록, 즉, 투신 시도자를 향하는 방향으로 기울어지도록 구성하였으며, 회전부(130)는 구조해석의 경우에는 3단으로, 성능시험의 경우에는 2단 및 3단으로 구성하였다. 결합부(110)는 앵커볼트 등을 이용하여 기존의 구조물에 직접 설치되는 방식으로 구성하였다.

보다 상세하게, 실시예 1은 결합부(110), 지지부(120) 및 회전부(130) 3단(성능시험에서는 2단 및 3단)으로 구성되고, 지지부(120) 높이는 880 mm, 회전부(130) 길이는 2,000 mm를 사용하였다. 회전부(130)의 두께는 T = 3~8 mm이면 적정하나, 보수적인 두께를 선택하여 T = 10 mm로 적용하였다. 지지부(120)의 두께는 T = 15 mm를 적용하였으며, 결합부(110)의 두께는 T = 25 ㎜를 적용하였다. 실시예 1의 부재에 사용한 알루미늄의 재질은 회전부(130)에 6061-T6을, 지지부(120)에는 AC4C를 적용하였으며, 재료적 특성 결과는 하기의 표 3에 기술한 바와 같다. 6061-T6와 AC4C의 인장강도는 각각의 최대 310 N/㎟, 200 N/㎟를 나타냈고, 연신율은 12.0 %, 8.2 %으로 모두 만족한 값을 보여주어 사용된 재료는 정상적임을 알 수 있다.

실시예 1의 재료적 특성

구분	항복강도 (N/mm²)	인장강도 (N/mm²)	연신율 (%)	전단강도 (N/mm²)	피로강도 (N/mm²)
6061-T6	276.0	310.0	12.0	207.0	96.5
AC4C	105.0	200.0	8.2	114.0	75.0

회전부(130) 및 지지부(120) 부재의 형상은 도 15, 도 16과 같고, 규격은 130×10.0T(mm), 574×880×15T(mm)이다. 도 17은 실시예 1의 사시도 및 정면도를 나타낸다.

실시예 2

도 18은 실시예 2의 회전 원통형 시스템을 나타낸 것이며, 실시예 2는 차도 및 보도 등의 시설한계(2020)를 고려하여 설계하였다. 지지부(120)의 상부는 지면에 대해 둔각을 가지도록, 즉, 상부가 투신시도자가 위치한 방향에 대향하는 방향으로 기울어지도록 구성하였으며, 회전부(130)는 4단으로 구성하였다. 결합부(110)는 본 발명의 베이스플레이트커버(112)를 통해 기존의 구조물을 압박함으로써 결합되는 방식으로 구성하였다.

보다 상세하게, 실시예 2는 결합부(110), 지지부(120) 및 회전부(130) 4단으로 구성되고, 지지부(120) 높이는 1,430 ㎜, 회전부(130) 길이는 2,000 ㎜를 사용하였다. 회전부(130)와 지지부(120)의 두께는 각각 T = 2~3 ㎜, T = 15~30 ㎜범위이면 적정하며, 회전부(130)는 3 ㎜, 지주는 15 ㎜ 적용하였다. 결합부(110)의 두께는 T = 30 ㎜를 적용하였다. 실시예 2의 부재에 사용한 알루미늄의 재질은 회전부(130)에 6063-T5를 적용하였고, 지지부(120)에는 AC7A를 적용하였으며, 재료적 특성 결과는 하기의 표 4에 기술한 바와 같다. 6063-T5와 AC7A의 인장강도는 각각의 최대 186 N/㎟, 245 N/㎟를 나타냈고, 연신율은 12.0 %, 25.3 %으로 우수한 값을 보여주어 사용된 재료는 정상적임을 알 수 있다.

실시예 2의 재료적 특성

구분	항복강도 (N/mm²)	인장강도 (N/mm²)	연신율 (%)	전단강도 (N/mm²)	피로강도 (N/mm²)
6061-T6	145.0	186.0	12.0	117.0	68.9
AC4C	105.0	245.0	25.3	140.0	80.0

회전부(130) 및 지지부(120) 부재의 형상은 도 19, 도 20과 같고, 규격은 142×3.0T(mm), 473×1,430×15T(mm)이다. 도 21은 실시예 2의 사시도 및 정면도를 나타낸다.

비교예 1

실제 삼산 연륙교(강화군, 석모대교, 2017)에 사용된 DYHR-1151의 일반 안전난간대를 구조해석의 비교예 1로 활용하였다. 도 22에 도시된 바와 같이, 지주의 설치 간격은 2,000 mm를 기본으로 하였으며, 높이는 1,100 mm를 사용하였다.

DYHR-1151 부재에 사용한 알루미늄의 재질은 횡방향의 레일(본 발명의 회전부(130)에 대응되는 구성)에 6063-T5를, 지주(본 발명의 지지부(120)에 대응되는 구성)는 6082M-T6을 적용하였으며, 재료적 특성 결과는 하기의 표 5에 기술된 바와 같다. 6063-T5와 6082M-T6의 인장강도는 각각의 최대 100 N/mm², 160 N/mm²를나타냈고, 연신율은 12.0 %, 10.0 %로 사용 재료에 모두 만족하는 결과 값을 보여주고 있다.

DYHR-1151의 재료적 특성

구분	항복강도 (N/mm²)	인장강도 (N/mm²)	연신율 (%)	전단강도 (N/mm²)	피로강도 (kg/mm²)
6063-T5	150.0	100.0	12.0	60.0	68.9
6082M-T6	270.0	160.0	10.0	90.0	84.0

레일 부재의 규격은 180×47.5×3.0T(mm)이며, 단면의 형상은 도 23에 도시된 바와 같다. 레일 부재의 단면 특성은 하기의 표 6에 나타냈으며, 단면적은 약 1,056.8 mm²을 보여주고 있고, 레일의 상면과 하면은 같은 크기임을 알 수 있다.

DYHR-1151의 레일의 단면 특성

구분	A(mm²)	Aweb(mm²)	I(mm⁴)	Z(상면)(mm³)	Z(하면)(mm³)
레일	1,056.8	1,056.8	3,848,209.0	42,757.9	42,757.9

지주 부재의 규격은 110×110×3.5T(mm)이며, 단면의 형상은 도 24에 도시된 바와 같다. 지주 부재의 단면 특성은 하기의 표 7과 같으며, 단면적은 약 1,491.0 mm²를 보여주고 있고, 지주의 상면과 하면은 같은 크기임을 알 수 있다.

DYHR-1151의 지주의 단면 특성

구분	A(mm²)	Aweb(mm²)	I(mm⁴)	Z(상면)(mm³)	Z(하면)(mm³)
지주	1,491.0	360.5	28,251,593.0	513,665.3	513,665.3

앵커볼트는 3/4(M20, 직경 20 mm)을 사용하였으며, 그에 따른 드릴의 최소깊이 및 최대 인장내력은 하기 표 8을 준수하였다.

앵커볼트 사양

나사 호칭(d)	L	S	D	L1	사용 드릴	드릴 깊이 (최소)	최대 인장내력 (N)	최대 전단내력 (N)
5/8 (M16)	100 125 150	50 75 90	21.5	60	21.5	65	43,000	53,000
3/4 (M20)	125 150 200	80 90 130	25.0	75	25.0	85	65,000	75,000
7/8 (M22)	200 250 300	130 180 230	28.0	100	28.0	110	80,000	100,000

비교예 2

E사의 ERR-005의 일반 안전난간대를 성능시험의 비교예 2로 활용하였다. 이 때, 현장 설치가 가능한 상태의 시제품으로 성능시험을 진행하였다.

실험예 1 - 구조해석 결과 분석

1) 구조해석

(1) 가력 계획

구조 해석적 연구를 수행하기 위해 사용한 가력 하중은 하기의 표 9와 같다. 가력 하중은 부재 설계의 허용응력 범위 내에서 산정하였다. 일반 안전난간대 DYHR-1151은 도로안전시설 설치 및 관리지침(2014)과 도로교 설계기준(2015)에 준하여 설계하중을 적용하였으며, 회전 원통형 시스템은 자중 + 풍하중 + 수직하중 조합의 Case 1과 자중 + 수평하중 + 수직하중 조합의 Case 2를 비교하여 이중 불리한 Case를 적용하여 그 안전성을 비교 검토하는 계획으로 구성하였다. 회전 원통형 시스템의 구조해석 소프트웨어는 범용프로그램인 Midas-Civil을 사용하였다.

일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템의 가력 하중 비교

구분	DYHR-1151 안전난간대	회전 원통형 시스템
설계 하중	- 수직하중: 3.75 kN/m - 수평하중: 1.00 kN/m	- 수직하중: 3.75 kN/m - 수평하중: 1.00 kN/m - 풍하중: 3.00 kN/m * 지역별 최대풍속 40 m/s 작용 시 유효 단면적에 대한 풍하중 고려
		Case 1	Case 2
		자중+풍+수직 (조합하중)	자중+수직+수평 (조합하중)
적용 방법	- 수직하중은 1.0 kN/m, 수평하중은 도시부 등에서 보행자 통행이 많은 곳이라 가정하여 3.75 kN/m를 적용
	- 2D 해석 - 2 m, 1경간 당 분포하중이 펜스(레일·지주) 상부에 적용	- 3D 해석(Midas Civil Software) - 2m, 1경간 당 분포하중이 시스템(회전부(130)·지지부(120)) 전체에 작용

(2) 구조해석 계획

구조해석을 통한 응력의 비교는 전단응력, 휨응력, 조합응력을 검토하고, 비교하도록 계획을 수립하였으며, 하기의 표 10에 각 허용응력의 상한값을 나타내었다. 각 응력의 검토를 수행한 후 상한값 이내 또는 어느 정도 구조성능을 발휘하는지에 대한 결과를 기술하였다.

각 허용응력의 상한값

구분		비교예 1	회전 원통형 시스템		단면성능 검토결과
구분		비교예 1	실시예 1	실시예 2	단면성능 검토결과
전단 응력 (N/mm²)	회전부(130)	≤ 60.0	≤ 207.0	≤ 117.0	OK or NG
전단 응력 (N/mm²)	지지부(120)	≤ 90.0	≤ 114.0	≤ 140.0	OK or NG
휨 응력 (N/mm²)	회전부(130)	≤ 100.0	≤ 310.0	≤ 186.0	OK or NG
휨 응력 (N/mm²)	지지부(120)	≤ 160.0	≤ 200.0	≤ 245.0	OK or NG
조합 응력 (N/mm²)	회전부(130)	≤ 1.0	≤ 1.0	≤ 1.0	OK or NG
조합 응력 (N/mm²)	지지부(120)	≤ 1.0	≤ 1.0	≤ 1.0	OK or NG

(≤ 허용응력 상한값)

한편, 결합부(110) 및 접합부의 볼트의 성능도 일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템을 상호 비교하여 고정 및 접합부에서의 안전성을 검토하였다.

(3) 구조설계 경계조건

도 25는 안전난간대가 수평하중을 받을 때의 형상을 도식화한 것이며, 안전난간대의 하중으로부터 전단력, 휨모멘트, 조합응력을 산출하는데 활용하였다.

회전부(130)에서의 휨모멘트는 일반적인 등분포하중에 대한 하기의 식을 사용하였다.

휨응력은 회전부(130) 또는 지지부(120)가 휨모멘트를 받을 때 발생하는 최대 응력이다. 이는 휨모멘트를 구조 해석적인 방법을 통해서 구한 후 유효 단면적으로 나누는 개념을 사용하였으며, 휨응력은 하기의 식을 사용하였다.

전단응력은 회전부(130) 및 지지부(120)가 전단력을 받을 때 발생하는 최대 응력이며, 이는 구조 해석적 방법을 통해 구한 전단력을 유효 단면적으로 나누는 개념을 사용하였으며, 전단응력은 하기의 식을 사용하였다.

조합응력은 안전난간대의 휨응력과 전단응력이 작용하는 경우, 전단 항복강도에 상응하는 것으로 하여 하기의 식을 사용하였다.

따라서, 안전난간대의 구조 해석적 시뮬레이션을 위한 전단응력과 휨응력에 따른 조합응력의 항복조건은 하기의 식을 사용하여 상관관계식을 사용하였다.

안전난간대의 기초는 결합부(110)에 의해 앵커볼트 등으로 구조물 연석에 고정시키게 되며, 이 결합부(110)의 두께를 산출함에 있어서 하기의 식 중에 하나를 선택하여 사용할 수 있다(AISC, 2005).

상기 식중 세번째 식은 도로교설계기준(2015)에 의한 결합부(110)의 두께 산정 식이며, 본 발명에 적용하였다.

(4) 가력 설계기준

안전난간대 및 보행자용 방호울타리는 난간의 정상부 윗면에 수직으로 980 N/m, 측면에는 직각 방향으로 2,500 N/m의 수평력을 가정하여 설계한다. 단, 도시부 등에서 보행자 통행이 많은 곳은 3,700 N/m의 수평력을 가정하여 설계하며, 연직방향 하중을 설계할 때는 통행자 등이 난간이나, 보행자용 방호울타리를 올라타거나, 기대는 경우와 중량물을 올려놓는 경우가 있을 수 있으므로 어느 정도 연직하중을 고려하는 것이 바람직하다. 이와 같은 경우, 교량의 바닥판이나 흙 속의 기초에 미치는 영향에 대해서는 구조 계산을 통해 앞서 언급한 수평력과 보도 등의 등분포하중의 조합에 대해 안전성 여부를 살펴보아야 한다. 이때, 허용응력은 증가시키지 않으며(도로안전시설 설치 및 관리지침, 2014), 난간의 부재는 유아가 빠지지 않을 정도의 간격을 유지하여야 한다(도로교 설계기준, 2015).

설계기준에 따라 보도 등의 노면에서 1,100 mm 이상의 높이로 설치하는 것을 원칙으로 하고, 그 측면에 도심 도로상에는 3.75 kN/m, 일반 도로상에는 2.5 kN/m의 수평력이 직각으로 상단부에 작용하는 것으로 안전난간대 정상부 윗면에 수직력 1.0 kN/m이 작용하는 것으로 설계한 경우, 수평력 및 등분포하중의 조합에 대한 바닥판의 내하력과 안전성을 조합응력으로 검토한다. 안전난간대의 구조 성능의 확인은 설계 하중이 단기 하중이라는 점과 경제성 측면에서 안전난간대의 내력(KS규격 재료는 그 내력이나 항복점, 그 외의 재료는 정하중 시험으로 얻어진 값)을 통해 확인하는 것으로 한다.

2) 비교예 1의 일반 안전난간대의 구조해석

도 26은 일반 안전난간대의 구조설계 과정을 플로우차트로 나타낸 것이며, 검토 완료 단계의 최종값을 사용하여 확인된 결과를 아래에 나타내었다.

(1) 레일 검토

다음은 일반 안전난간대의 구조설계로 DYHR-1151을 대상으로 비교 검토하였다. 지주, 레일, 앵커볼트에서 사용한 부재의 허용응력은 하기의 표 11에 나타낸 것과 같고, 레일의 허용 휨응력은 100 N/mm², 허용 전단응력은 60 N/mm²를 기준으로 하였다.

비교예 1의 허용 휨응력 및 허용 전단응력

구분	항복강도 (N/mm²)	허용 휨응력 (N/mm²)	허용 전단응력 (N/mm²)	사용 부재
레일	150.0	100.0	60.0	6063-T5
지주	270.0	160.0	90.0	6082M-T6
앵커볼트	205.0	140.0	80.0	STS304

비교예 1의 일반 안전난간대 레일에 작용하는 응력은 휨모멘트 및 단면계수의 확인으로부터 조합응력까지 검토할 수 있다. 레일의 조합응력은 전단력과 휨모멘트가 동시에 작용하는 임계 조합응력을 사용하여 검토하였으며, 레일의 단면계수는 상면과 하면이 42,757.9 mm²로 같고, 부재는 180×47.5×3.0T(mm)를 사용하였다.

레일, 지주, 앵커볼트의 순서로 작용하는 힘을 각각 분석하여 힘의 크기 및 안전성을 확인하는 절차로 진행하여 레일 부재의 경우 전단응력, 휨응력 및 조합응력의 내력비는 모두 허용응력의 범위이내에 있음이 확인되었다.

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

휨응력과 전단응력을 조합하여 조합응력 내력비의 상관관계식을 사용하여 분석한 결과, 조합응력은 0.312로 나타남으로써 비교적 충분한 안전성 범위에 있음을 확인할 수 있었다.

(2) 지주 검토

지주에는 수평하중 3.75 kN/m와 수직하중 1.0 kN/m가 일반 안전난간대의 길이 2,000 mm에 작용하는 것으로 하였으며, 비교예 1의 일반 안전난간대에 작용하고 있는 단면에서의 휨모멘트 및 전단력은 다음과 같다.

지주 부재는 110×110×3.5T(mm)를 사용하였으며, 지주 부재의 전단응력 및 휨응력을 검토한 후, 조합응력을 검토한 결과, 부재는 허용 범위이내에 있음을 확인할 수 있었다. 지주의 단면계수는 상면과 하면이 513,665.3 mm²로 모두 같은 크기이다.

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

·

(3) 앵커볼트 검토

앵커볼트는 3/4(M20, 직경20 mm) 4개를 사용하여 지주를 지지하고 있다. 앵커볼트의 삽입 깊이는 80 mm이고, 허용 인장강도는 설계 강도에 앵커삽입 깊이에 대한 영향계수를 산정하여 검토한 결과이며, 도 27는 앵커볼트의 연결 상세를 나타내고 있다.

앵커삽입 깊이에 대한 영향 계수

a. 앵커볼트의 휨응력 검토

여기서 n은 인장측 볼트(2개)를 의미한다.

b. 앵커볼트의 전단응력 검토

c. 앵커볼트의 조합응력 내력비 검토

이상의 검토는 일반적으로 수행하는 일반 안전난간대의 검토보다는 더욱 상세하게 전단응력, 휨응력, 조합응력을 사용하여 검토 분석한 결과이며, 실제 설치 적용된 일반 안전난간대의 구조 계산서를 검토 분석한 것이다.

길이 2 m를 1경간 유닛으로 기준한 일반 안전난간대가 수평하중을 받는 경우, 레일의 조합응력에 대한 상관관계 내력비는 0.312로, 지주의 조합응력에 대한 상관관계 내력비는 0.067로 나타났으며, 앵커볼트의 조합응력을 고려한 상관관계 내력비는 0.179로 나타났다. 따라서 일반 안전난간대는 레일에서의 조합응력 상관관계 내력비가 가장 높게 나타남으로써 레일이 상대적으로 취약할 수 있다는 것이 확인되었다.

3) 실시예 1의 회전 원통형 시스템의 구조해석

회전 원통형 시스템의 구조해석은 범용 프로그램인 Midas-Civil을 사용하여 검토하였다. 도 28은 회전 원통형 시스템의 구조설계 과정을 나타낸 것이다.

회전 원통형 시스템은 지지부(120) 기울기의 형태에 따라서, 지지부(120)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 2단 또는 3단으로 마련되는 2가지 타입과, 지지부(120)의 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되고, 회전부(130)가 3단 또는 4단으로 마련되는 2가지 타입으로, 총 4가지 타입의 시스템으로 구분되어 있다.

이 중 회전 원통형 시스템의 구조설계로 사용 부재의 제원이 큰, 지지부(120)가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련되고 회전부(130)가 3단으로 마련되는 타입을 실시예 1로 하였고(후술하는 실험예 3의 성능시험에서는 회전부(130) 2단, 회전부(130) 3단 2가지 타입을 실시예 1로 하여 성능시험을 수행함), 지지부(120)의 상부가 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련되고 회전부(130)가 4단으로 마련되는 타입을 실시예 2로 하여 구조 해석적으로 검토하였다.

회전 원통형 시스템에 사용된 알루미늄 재료의 검토에는 ASCE 및 Winter의 냉간성형간 기준을 사용하였다(ASCE, 2013; Winter, George, 1970).

실시예 1의 지지부(120)의 높이는 880 mm이고, 회전부(130)는 3단으로 각 길이는 2,000 mm로 모두 동일한 구성이다. 도 29는 지지부(120)에 발생하는 휨모멘트 및 전단력과 결합부(110)의 휨모멘트를 나타내며, 도 30은 회전부(130)에 발생하는 휨모멘트 및 전단력을 나타낸다.

(1) 지지부 및 회전부의 단면력

풍하중 2.4 kN/m에 의한 지지부(120), 회전부(130), 결합부(110)의 단면력은 하기의 표 12와 같으며, 수직하중 1.0 kN/m에 의한 지지부(120), 회전부(130), 결합부(110)의 단면력은 하기의 표 13과 같다.

풍하중에 의한 단면력

	회전부(130)		지지부(120)		결합부(110)
	y	z	x	y	x	y
P(N)	2,400.0	-	57,654.9	11,809.9	25,496.9	11,809.9
M_xy(N-mm)	44,955.0	1,200,000.0	42,437.0	157,168.0	42,437.0	157,168.0
S_xy(N)	-	-	3,001.5	-	3,001.50	8,969.8

(P: 축력, S: 전단력, M: 모멘트)

수직하중에 의한 단면력

	회전부(130)		지지부(120)		결합부(110)
	y	z	x	y	x	y
P(N)	1,000.0	-	23,910.4	5,343.0	9,770.7	3,955,9
M_xy(N-mm)	-	500,000.0	17,027.0	40,019.0	17,027.0	40,019.0
S_xy(N)	-	-	1,051.6	-	1,051.6	2,286.9

(P: 축력, S: 전단력, M: 모멘트)

풍하중이 작용할 때 실시예 1의 유효 단면력에 따른 풍하중의 결과 값은 다음과 같다.

·유효 단면력: A = 2×84×1+3×200×13 = 7,968.0 cm²= 0.80 m²

·풍하중: ∑p = 3×0.80 = 2.4 kN

Case 1과 Case 2의 조합하중은 다음과 같다.

·Case 1: 자중 + 풍하중 + 수직하중

·Case 2: 자중 + 수평하중 + 수직하중

회전 원통형 시스템은 자중 + 풍하중 + 수직하중 조합의 Case 1과 자중 + 수평하중 + 수직하중 조합의 Case 2를 비교하여 이중 불리한 Case를 적용한다.

(2) 회전부 검토

회전부(130)는 중앙부에서 응력이 제일 크게 발생하므로 중앙부에서의 Case 1과 Case 2로 응력을 검토한 결과 Case 1이 지배적임을 확인할 수 있었다. 회전부(130) 중앙부의 설계 단면력은 자중 + 풍하중 + 수직하중 조합의 Case 1이 지배하므로 이를 설계 하중으로 적용한 설계 단면력을 하기의 표 14에 나타내었다.

회전부의 설계 단면력

	M_y(N-mm)	M_y(N-mm)	S_y(N)	S_z(N)
회전부(130)	1,008,940.0	1,200,000.0	2,400.0	2,018.0

(Case 1: 자중 + 풍하중 + 수직하중)

회전부(130)의 휨응력, 전단응력, 조합응력을 검토한 결과는 아래와 같이 나타났으며, 모두 허용응력의 범위 이내에 있는 것으로 확인되었다.

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

회전부(130)의 조합응력은 상관관계식을 사용하였을 때 그 내력비는 0.001 정도로써 조합응력이 매우 낮음을 알 수 있었다. 따라서 실시예 1의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)는 조합응력에 대해서 매우 안정되게 거동할 수 있음을 확인할 수 있었다.

(3) 지지부 검토

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

이상에서 살펴본 바와 같이 실시예 1의 회전 원통형 시스템은 자중 + 풍하중 + 수직하중 조합의 Case 1에서 더 위험하므로 이를 설계 하중으로 적용하여 구조해석 및 검토한 분석결과, 휨응력과 전단응력을 사용한 조합응력에 대한 상관관계 내력비는 회전부(130) 및 지지부(120)에서 각각 0.001과 0.360으로 나타났다. 이러한 분석 결과를 통해서 실시예 1의 회전 원통형 시스템은 회전부(130)보다 지지부(120)에서 더 큰 응력을 받고 있다는 것이 확인되었으며, 이는 일반 안전난간대와 상반되는 결과로써 비교예 1의 일반 안전난간대의 경우는 레일에서 더 큰 응력이 발생되지만, 실시예 1의 회전 원통형 시스템은 지지부(120)에서 더 큰 응력이 발생되는 것을 확인할 수 있었다.

(4) 결합부 검토

도 31은 결합부(110)에서 발생하는 휨모멘트를 나타내며, 최대 휨모멘트 값은 67,780 N·mm로 확인되었다.

·결합부(110): T = 25 mm

·최대 응력: M = 67,780 N·mm

·결합부(110) 두께 산정

결합부(110)의 두께는 회전 원통형 시스템이 지지부(120)를 정상적으로 지지해주기 위해 매우 중요하다. 실시예 1의 결합부(110)는 14.3 ㎜ 이상의 두께를 사용할 경우 캔틸레버로써 휨모멘트에 충분히 저항할 수 있을 것으로 분석되었다.

4) 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 구조해석

실시예 2의 지지부(120)의 높이는 1,390 mm이고, 회전부(130)는 4단으로 각 길이는 2,000 mm로 모두 동일한 구성이다. 도 32는 지지부(120)에 발생하는 휨모멘트 및 전단력과 결합부(110)의 휨모멘트를 나타내며, 도 33은 회전부(130)에 발생하는 휨모멘트 및 전단력을 나타낸다.

(1) 지지부 및 회전부의 단면력

수평하중 3.75 kN/m에 의한 지지부(120), 회전부(130), 결합부(110)의 단면력은 하기의 표 15와 같으며, 수직하중 1.0 kN/m에 의한 지지부(120), 회전부(130), 결합부(110)의 단면력은 하기의 표 16과 같다.

수평하중에 의한 단면력

	회전부(130)		지지부(120)		결합부(110)
	y	z	x	y	x	y
P(N)	-	189.4	45,843.5	8,287.9	1,571.4	4,246.8
M_xy(N-mm)	-	18,750.0	-	-	98,735.0	311,263.0
S_xy(N)	3,750.0	-	-	-	17,248.0	4,406.7

(P: 축력, S: 전단력, M: 모멘트)

수직하중에 의한 단면력

	회전부(130)		지지부(120)		결합부(110)
	y	z	x	y	x	y
P(N)	-	1,131.8	5,742.3	1,073.0	571.8	582.2
M_xy(N-mm)	500,000.0	-	-	-	27,207.0	14,286.0
S_xy(N)	-	1,000,0	-	-	628.4	191.6

(P: 축력, S: 전단력, M: 모멘트)

풍하중이 작용할 때 실시예 2의 유효 단면력에 따른 풍하중의 결과 값은 다음과 같다.

·유효 단면력: A = 2×84×1+3×200×13 = 7,968.0cm² = 0.80 m²

·풍하중: ∑p = 3×0.80 = 2.4 kN

Case 1과 Case 2의 조합하중은 다음과 같다.

·Case 1: 자중 + 풍하중 + 수직하중

·Case 2: 자중 + 수평하중 + 수직하중

(2) 회전부 검토

회전부(130)는 중앙부에서 응력이 제일 크게 발생하므로 중앙부에서의 Case 1과 Case 2로 응력을 검토한 결과 Case 2가 지배적임을 확인할 수 있었다. 회전부(130) 중앙부의 설계 단면력은 자중 + 수평하중 + 수직하중 조합의 Case 2가 지배하므로 이를 설계 하중으로 적용한 설계 단면력을 하기의 표 17에 나타내었다.

회전부의 설계 단면력

	M_y (N-mm)	M_y (N-mm)	S_y(N)	S_z(N)
회전부(130)	523,893.0	1,875,000.0	3,750.0	1,047.8

(Case 2: 자중 + 수평하중 + 수직하중)

회전부(130)의 휨응력, 전단응력, 조합응력을 검토한 결과는 아래와 같이 나타났으며, 모두 허용응력의 범위 이내에 있는 것으로 확인하였다.

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

회전부(130)의 조합응력은 상관관계식을 사용하였을 때 그 내력비는 0.052정도로써 조합응력이 낮음을 알 수 있었다. 따라서 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)는 조합응력에 대해서 매우 안정되게 거동할 수 있음을 확인할 수 있었다.

(3) 지지부 검토

a. 휨응력 검토

b. 전단응력 검토

c. 조합응력 내력비 검토

이상에서 살펴본 바와 같이 실시예 2의 회전 원통형 시스템은 자중 + 수평하중 + 수직하중 조합의 Case 2에서 더 위험하므로 이를 설계 하중으로 적용하여 구조해석 및 검토한 분석결과, 지지부(120)의 조합응력에 대한 상관관계 내력비는 0.778로 나타났다. 이러한 결과는 실시예 1과 유사한 결론에 도달한 것인데, 실시예 2의 경우에도 지지부(120)에서 응력을 더 크게 받고 있음을 알 수 있었다. 이는 실시예 1의 0.360보다는 약 2.16배 증가한 수치이다. 따라서 회전부(130) 단수의 증가는 지지부(120)의 응력에 영향을 미치게 되며, 회전부(130) 1단 당 지지부(120)의 응력은 약 2.16배 증가하는 것을 확인하였다.

(4) 결합부 검토

도 34는 결합부(110)에서의 발생하는 휨모멘트를 나타내며, 최대 휨모멘트 값은 130,066 N·mm로 확인되었다.

·결합부(110): T = 30 mm

·최대 응력: M = 130,066 N·mm

·결합부(110) 두께 산정

실시예 2의 경우, 결합부(110)의 최소 필요 두께는 17.8 mm 이상을 확보해야 할 것으로 분석되었다.

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템을 대상으로 전반적인 단면의 응력분포를 살펴본 결과, 발생되는 모든 응력은 허용응력의 범위이내임을 확인할 수 있었으며, 비교 대상으로 한 일반 안전난간대에서도 발생된 모든 응력이 허용응력 범위이내임을 확인하였다. 이에 비교예 1의 일반 안전난간대와 실시예 1 및 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 응력의 차이를 다음 실험예 2에서 비교하여 분석하였다.

실험예 2 - 구조내력의 비교 분석

비교예 1의 일반 안전난간대와 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 대별되는 구조계산 과정은 사용 부재의 제원에 따른 물성치와 설계하중 및 적용 방법이다. 즉, 회전 원통형 시스템에서는 풍하중을 추가로 고려하여 가장 위험한 조합하중을 선택하는 방식을 취하였다. 이는 구조물에 직접 설치하는 수직형 일반 안전난간대의 구조 형식과는 달리 기울기를 갖는 회전 원통형 시스템은 기존 시설물(펜스, 차량 방호울타리, 등)에 연결·접합되는 결합부(110)가 연결된 지지부(120)와, 고정지점이 아닌 힌지지점을 갖는 회전부(130)의 구조 형식이어서 추가적인 조합 하중이 필요하였다.

구조해석에 있어 일반 안전난간대의 경우는 보편적으로 2D 방식을 사용하고 있으며, 회전 원통형 시스템은 3D 방식의 구조해석 소프트웨어를 사용하여 정밀해석을 수행하였다. 일반 안전난간대는 높이 1.1 m, 길이 2.0 m 1경간을 유닛으로 하여 구조 해석적 연구를 수행하였다.

1) 단면성능 검토 및 분석

비교예 1의 일반 안전난간대와 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 구조내력의 차이를 확인하고자 단면성능의 검토결과를 비교 분석하였으며, 하기의 표 18은 비교예 1의 일반 안전난간대와 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 구조내력 값과 단면성능의 검토결과를 나타낸 것이다.

비교예 1, 실시예 1, 실시예 2의 구조내력 비교

구분		비교예 1	회전 원통형 시스템		단면성능 검토결과
구분		비교예 1	실시예 1	실시예 2	단면성능 검토결과
전단 응력 (N/mm²⁾	회전부(130)	3.740 < 60.0	0.637 < 207.0	2.863 < 117.0	OK
전단 응력 (N/mm²⁾	지지부(120)	21.531 < 90.0	53.110 < 114.0	89.010 < 140.0	OK
휨응력 (N/mm²⁾	회전부(130)	55.545 < 100.0	11.415 < 310.0	42.056 < 186.0	OK
휨응력 (N/mm²⁾	지지부(120)	16.061 < 160.0	75.700 < 200.0	149.800 < 245.0	OK
조합 응력 (N/mm²⁾	회전부(130)	0.312 < 1.0	0.001 < 1.0	0.052 < 1.0	OK
조합 응력 (N/mm²⁾	지지부(120)	0.067 < 1.0	0.360 < 1.0	0.778 < 1.0	OK

(< 허용응력 상한값)

비교예 1의 일반 안전난간대의 경우, 회전부(130)(비교예 1의 일반 안전난간대에서의 횡방향의 레일을 의미함) 및 지지부(120)(비교예 1의 일반 안전난간대에서의 지주를 의미함)에서 발생하는 전단응력은 각각 3.740 N/mm²와 21.531 N/mm²로 나타났고, 휨응력은 각각 55.545 N/mm²와 16.061 N/mm²로 나타남으로써 비교예 1은 전단응력이 회전부(130)보다 지지부(120)에서 더 큰 값을 나타내며, 휨응력은 지지부(120)보다 회전부(130)에서 더 큰 값을 나타내는 것으로 도출되었다.

회전 원통형 시스템의 경우, 실시예 1은 회전부(130) 및 지지부(120)에서 발생하는 전단응력이 각각 0.637 N/mm²와 53.11 N/mm²로 나타났고, 휨응력은 각각 11.415 N/mm²와 75.7 N/mm²로 나타났다. 실시예 2에서는 회전부(130) 및 지지부(120)에서 발생하는 전단응력이 각각 2.863 N/mm²와 89.01 N/mm²로 나타났고, 휨응력은 각각 42.056 N/mm²와 149.8 N/mm²로 나타났다. 이를 통해 회전 원통형 시스템은 회전부(130)보다 지지부(120)에서 더 큰 전단응력과 휨응력이 발생된다는 것을 확인할 수 있었으며, 이것은 회전부(130)에서 발생되는 전단응력과 휨응력이 기울기를 갖는 지지부(120)에 영향을 주기 때문이다. 따라서 회전부(130)의 단수가 증가될수록 전단응력과 휨응력도 함께 증가되는 결과를 나타낸다.

회전부(130)에서의 조합응력 내력비는 일반 안전난간대가 회전 원통형 시스템보다 더 크게 나타났으며, 반면에 지지부(120)에서의 조합응력 내력비는 실시예 1 및 실시예 2에서 각각 0.360, 0.778로 점차 증가하는 것으로 나타났다. 즉, 일반 난간대에서는 회전부(130)의 조합응력 내력비가 증가하였으나, 회전 원통형 시스템의 경우, 회전부(130) 1단의 증가는 조합응력 내력비를 약 2.16배 증가시키는 결과를 확인하였다.

한편, 도 10에 도시된 바와 같이, 지지부(120)는 구조물의 내측 또는 외측으로 기울기를 갖는 형태를 지니고 있어 국소적인 전단응력에 취약할 수 있으므로, 지지부(120)의 단면력을 증가시켜 지지부(120)에 발현되는 국소적 전단응력이 상쇄되도록, 지지부(120)의 길이방향을 따라 보조리브(120a)가 설치될 수 있다. 또한, 도 12에 도시된 바와 같이, 파이프(131)도 국소적인 휨응력에 취약할 수 있으므로, 파이프(131)의 단면력을 증가시켜 파이프(131)에 발현되는 국소적 휨응력이 상쇄되도록, 파이프(131) 내측에 길이방향을 따라 복수개의 보강리브(130a)가 설치될 수 있다.

2) 연결·접합부 검토 및 분석

비교예 1의 일반 안전난간대의 결합부(110)는 구조물에 직접 연결하는 방식으로 연결부 고정 장치인 앵커볼트에 대한 응력을 검토하며, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템은 기존 시설물(펜스, 차량방호울타리, 등)에 연결·접합되는 방식으로 결합부(110)의 단면검토를 통한 연결 볼트의 인장력을 검토하였다.

비교예 1의 결합부(110)에 발생되는 전단응력은 1,940 N으로써 허용 전단응력 56,500 N 대비 약 3.4 %이며, 휨응력은 20,630 N으로써 허용 휨응력 48,900 N 대비 약 42.2%이다. 조합응력은 0.179로써 1.0 대비 약 17.9 %로 규격에서 요구하는 기준 값에 만족하는 것으로 나타났다. 회전 원통형 시스템의 경우에는 실시예 1의 연결부의 인장응력은 188.45 N/mm²으로써 허용 인장응력 700 N/mm² 대비 약 26.9%로 규격에 요구하는 기준 값에 만족하였으며, 실시예 2의 연결부의 인장응력은 299.117 N/mm²으로써 허용 인장응력 700 N/mm² 대비 약 42.7%로 규격에 요구하는 기준 값에 만족한다는 것이 확인되었다. 따라서 회전부(130)의 단수의 증가는 인장응력의 증가로 이어지는 결과를 얻을 수 있었다.

하기의 표 19에서 비교예 1의 일반 안전난간대와 실시예 1 및 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 연결 및 접합부에 따른 사용 볼트 성능의 구조내력 차이를 비교하여 나타내었다.

연결 및 접합부의 사용 볼트 성능의 구조내력

구분			휨응력 (N)	전단응력 (N)	검토결과
비교예 1 - 일반 안전난간대	앵커볼트 (Anchor Bolt)		20,630 < 48,900	1,940 < 56,500	OK
회전 원통형 시스템	연결볼트 (Fixing Bolt)	구분	허용 인장응력 (N/mm²⁾	인장응력 (N/mm²⁾	검토결과
		실시예 1	700.0	188.450	OK
		실시예 2	700.0	299.117	OK

본 발명의 회전 원통형 시스템은 지지부(120)의 두께를 15~30 mm로, 회전부(130)는 두께를 25~30 mm로 설계하여 강도를 증대시키고, 회전부(130)는 회전 원통형으로 설계하여 풍하중과 수평 및 수직하중의 영향을 적게 받을 수 있도록 하였다.

실험예 3 - 성능시험의 결과 분석

성능시험은 개발된 시스템이 상용화되기 전에 시스템을 이루는 구성요소의 기능과 전체적 성능이 요구조건에 맞게 이뤄지고 있는지의 여부와 그 적합성을 확인하며, 그에 따른 표준 성능을 구하기 위해 시행하는 제반 시험이다. 또한, 성능시험을 통해 시스템의 품질과 성능에 대한 안정 및 안전성을 평가받아 새로운 기술로써의 활용성을 증대시킬 수 있다.

본 발명에서 성능시험은 안전난간대 및 방호울타리에 적용할 수 있는 한국산업표준 KS D 7040(조립식 울타리, 금속제) 기준을 준용하여 현장 설치가 가능한 상태의 시제품으로 시행하였으며, 비교예 2의 E사의 ERR-005의 일반 안전난간대를 비교 대상의 시험체로 사용하였으며, 실시예 1(2단, 3단)과 실시예 2의 회전 원통형 시스템을 시험체로 사용하였다.

비교예 2의 일반 안전난간대의 성능 시험은 KS D 7040에 기준한 연직하중과 수평하중 시험에 대해서만 실시하였으며, 회전 원통형 시스템은 KS D 7040 및 KS D 9502에서 기준한 연직하중, 수평하중, 내충격성, 염수분무(부식) 시험과 KS D 7040을 준용한 회전내구성, 염수분무 후 회전내구성의 시험으로 구성하여 실시하였다. 일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템에 대한 성능 시험의 절차 및 종류는 다음의 도 35 및 도 36에 도시된 바와 같다.

성능시험에서 일반 안전난간대와 회전 원통형 시스템의 기본적 항목에 따른 절차 및 방법은 같으나, 시험의 종류에 있어서는 그 차이가 있다. 이는 회전 원통형 시스템이 안전 시설물로써의 1차적 안정성과 투신자살 방어 기능을 탑재한 2차적 시스템으로써의 안전성을 동시에 평가받기 위한 시험의 종류가 추가되었기 때문이다. 일반 안전난간대 및 방호울타리에 적용할 수 있는 KS D 7040(조립식 울타리, 금속제)을 준용하여 현장 설치가 가능한 상태의 회전 원통형 시스템으로 성능시험을 시행한 결과를 분석하였다.

1) 연직하중 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과, 비교예 2의 일반 안전난간대에 대해서 실시하였으며, 회전 원통형 시스템에 대한 시험계획은 하기의 표 20과 같다. KS D 7040 표준에 규정된 시험방법은 다음과 같다. 지지부(120)를 충분히 고정한 후 4등분점 2선 하중재하 방식에 의하여 상부 회전부(130) 중앙에 20 cm×4 cm의 지지판을 놓고 그 지지판에 1,470 N의 하중을 1분간 가한 후 그 하중을 제거한다. 그 상태를 기준으로 하여 다시 1,470 N의 하중을 1분간 가하고 그 하중을 제거했을 때 하중점의 최대 변위량을 측정하고, 결합 및 접합부의 느슨함, 어긋남, 균열 및 파손의 유무를 확인한다.

연직하중 시험계획

시험항목	시험대상		시험방법	검사방법
	실시예 1	실시예 2
최대 변위량	회전부(130)		KS D 7040	변위량 측정
결합·접합부 상태	회전부(130), 지지부(120), 결합부(110)			육안검사

도 37에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과, 비교예 2의 일반 안전 난간대에 대한 연직하중 시험을 실시하여 최대 변위량과 시험 후 겉모양 및 결합·접합부 상태의 이상 유무를 평가하였으며, 실제 연직하중의 시험속도는 1,000 N/m×2.0 m = 2,000 N(시험속도: 2000 N/min)으로 적용하여 실시하였다.

비교예 2의 일반 안전난간대의 시험 후 최대 변위량 및 겉모양의 시험결과는 하기의 표 21와 같고, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 시험 후 최대변위량과 결합·접합부 상태의 시험결과는 하기의 표 22와 같다.

비교예 2의 연직하중 시험결과

시험항목	시험결과
최대 변위량	0.29
시험 후 겉모양	변형 없음

(단위: mm)

비교예 2에 연직하중이 작용할 때 약 0.29 mm의 미미한 변위량과 시험 후 겉모양의 이상 없음의 시험결과로, 연직하중에 대하여 비교예 2의 일반 안전난간대는 비교적 안전하게 설계된 것임을 확인할 수 있었다.

실시예 1과 실시예 2의 연직하중 시험결과

시험항목	시험대상	시험결과
최대변위량	실시예 1(회전부(130) 2단)	3
	실시예 1(회전부(130) 3단)	3
	실시예 2	3
결합·접합부 상태	회전부(130), 지지부(120), 결합부(110)	느슨함, 어긋남, 처짐, 풀림 없음

(단위: mm)

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 연직하중이 작용할 때 최대 변위량은 모두 3 mm로 측정되었다. 이는 회전부(130)의 단수를 증가시켜도 그 안전성에 큰 차이가 발생되지 않는다는 것을 확인시켜준 결과이다. 또한, 결합·접합부의 이상 없음의 시험결과로, 실시예 1과 실시예 2 모두 KS D 7040의 조립 품질기준에 만족한다는 결과를 확인할 수 있었다. 따라서 연직하중에 대한 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 안전성이 확보되어 있음을 확인하였다.

도 38에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과 비교예 2의 일반 안전난간대에 연직하중을 가력하였을 때 발생된 최대 변위량은 각각 0.29 mm와 3 mm로 나타나, 회전 원통형 시스템과 일반 안전난간대의 수직변위는 매우 유사한 것으로 확인되었다. 이는 KS D 7040에서 기준한 5 mm이하를 밑도는 수준의 값을 나타냄으로써, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과 비교예 2의 일반 안전난간대의 연직하중에 따른 그 구조성능이 모두 안정하다는 것을 나타낸다.

2) 수평하중 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과, 비교예 2의 일반 안전난간대에 대해서 실시하였으며, 회전 원통형 시스템에 대한 시험계획은 하기의 표 23과 같다. 시험방법은 지지부(120)를 고정한 후 상부 회전부(130) 중앙의 측면에 20 cm×4 cm의 지지판을 설치하고, 측면에서 3,750 N의 시험 하중을 1분간 가한 후 그 하중을 제거하였다. 그 상태를 기준으로 하여 다시 3,750 N의 하중을 1분간 가한 후 그 하중을 제거했을 때 하중점의 최대 변위량을 측정하고, 결합 및 접합부의 느슨함, 어긋남, 균열 및 파손의 유무를 확인하였다.

수평하중 시험계획

도 39에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템과, 비교예 2의 일반 안전 난간대에 대한 연직하중 시험을 실시하여 최대 변위량과 시험 후 겉모양 및 결합·접합부 상태의 이상 유무를 평가하였으며, 수평하중의 시험속도는 3750 N/m×2.0 m = 3750 N(시험속도: 3750 N/min)으로 적용하여 실시하였다.

비교예 2의 일반 안전난간대의 시험 후 최대 변위량 및 겉모양의 시험결과는 하기의 표 24와 같고, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 시험 후 최대변위량과 결합·접합부 상태의 시험결과는 하기의 표 25와 같다.

비교예 2의 수평하중 시험결과

시험항목	시험결과
최대 변위량	0.03
시험 후 겉모양	변형 없음

(단위: mm)

비교예 2에 수평하중이 작용할 때 약 0.03 mm의 미미한 변위량과 시험 후 겉모양의 이상 없음의 시험결과로, 수평하중에 대한 비교예 2의 일반 안전난간대는 비교적 안전하게 설계된 것임을 확인할 수 있었다.

실시예 1과 실시예 2의 수평하중 시험결과

시험항목	시험대상	시험결과
최대변위량	실시예 1(회전부(130) 2단)	5
	실시예 1(회전부(130) 3단)	5
	실시예 2	9
결합·접합부 상태	회전부(130), 지지부(120), 결합부(110)	느슨함, 어긋남, 처짐, 풀림 없음

(단위: mm)

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 수평하중이 작용할 때 최대 변위량은 5~9 mm로 측정되었다. 이는 회전 원통형 시스템의 지지부(120)의 기울기에 따른 각도로 인해서 수평력을 전달하는데 있어 전단 지연 현상이 발생하기 때문으로 분석된다. 또한, 결합·접합부의 이상 없음의 시험결과로, 회전 원통형 시스템 모두 KS D 7040의 조립 품질기준에 만족하다는 결과를 확인할 수 있었다. 따라서 수평하중에 대한 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 안전성이 확보되어 있음을 확인하였다.

도 40에 도시된 바와 같이, 비교예 2의 일반 안전난간대와 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 수평하중을 가력 하였을 때 발생된 최대 변위량은 비교예 2는 0.03 ㎜, 실시예 1은 5 ㎜, 실시예 2는 9 ㎜로 나타나, 비교예 2의 일반 안전난간대보다 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에서 더 큰 수평변위가 발생되는 것이 확인되었다. 이는 KS D 7040에서 기준한 10 ㎜이하를 만족하는 값을 나타냄으로써 비교예 2의 일반 안전난간대와, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템 모두 수평하중에 따른 그 구조성능이 안정하다는 것을 나타낸다.

3) 내충격성 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 대해서 실시하였으며, 회전 원통형 시스템에 대한 시험계획은 하기의 표 26과 같다. 시험방법은 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템을 사용 상태로 고정시킨 후 질량 75 kg의 모래주머니를 길이 약 3.5 m의 진동자에 달아매었다. 모래주머니를 격자면에서 수평거리 80 cm 떨어진 상태로 낙하시켜 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 중앙부에 충격을 가해 부재의 저항성 및 변형, 부러짐, 터짐 등의 사용상 이상이 없는지에 대해 확인하였다.

내충격성 시험계획

시험항목	시험대상		시험방법	검사방법
	실시예 1	실시예 2
부재 상태	회전부(130), 지지부(120), 결합부(110)		KS D 7040	육안검사

도 41에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 대한 내충격성 시험을 실시하여 사용 부재의 찢어짐, 어긋남, 부러짐 등의 사용상 결함을 평가하였다. 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 시험결과는 하기의 표 27과 같다.

실시예 1과 실시예 2의 내충격성 시험결과

시험항목	시험대상		시험결과
	실시예 1(2단, 3단)	실시예 2
부재 상태	회전부(130), 지지부(120), 결합부(110)		찢어짐, 어긋남, 부러짐 없음

실시예 1과 실시예 2의 내충격성 시험 후, 사용 부재에 대한 이상 없음의 시험결과로, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템 모두가 외부로부터 발생될 수 있는 충격에 대하여 구조 내력적인 안전 성능이 확보되어 있음이 확인되었다.

4) 회전내구성 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 대해서 실시하였으며, 시험계획은 하기의 표 28과 같다. 시험방법은 회전부(130)를 설치하여 1분에 30회 회전하는 속도로 200,000회를 회전시킨 후 부재의 마모, 변형, 균열, 회전의 작동이상을 확인하였다.

회전내구성 시험계획

시험항목	시험대상	시험방법	검사방법
회전내구성	회전부(130)	200,000 회전	육안검사

도 42에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 대한 회전내구성 시험을 실시하여 회전부(130)를 200,000회 회전시킨 후 부재의 마모, 변형, 균열 및 회전력에 따른 작동 등의 이상 유무를 평가하였다. 이에 따른 시험결과는 하기의 표 29와 같다.

실시예 1과 실시예 2의 회전내구성 시험결과

시험항목	시험대상	시험결과
회전내구성	회전부(130)	찢어짐, 어긋남, 부러짐 없음 회전상 이상 없음

실시예 1과 실시예 2의 회전내구성 시험 후 회전부(130)에 대한 이상 없음의 시험결과로, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에는 원활한 회전력을 발휘할 수 있는 구조적 회전 성능이 확보되어 있음을 확인하였다.

5) 염수분무(부식) 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 대해서 실시하였으며, 시험계획은 하기의 표 30과 같다. 시험방법은 아노다이징과 불소 도장된 각각의 회전부(130)에 염수분무 후 500시간, 1,000시간에 대한 부식의 표면저항 성능을 확인하였다.

염수분무 시험계획

시험항목	시험대상	시험방법	검사방법
염수분무시험 (500시간)	회전부(130) (아노다이징)	KS D 9502	육안검사
염수분무시험 (1,000시간)
염수분무시험 (500시간)	회전부(130) (불소수지도장)
염수분무시험 (1,000시간)

도 43 및 도 44에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 대한 염수분무 시험을 실시하여 염수분무 후 부식에 대한 저항 성능을 평가하였다. 이에 따른 시험결과는 하기의 표 31과 같다.

실시예 1과 실시예 2의 염수분무 시험결과

시험항목	시험대상	시험결과
염수분무시험(500시간)	회전부(130) (아노다이징)	내식성(부식) 이상 없음
염수분무시험(1,000시간)
염수분무시험(500시간)	회전부(130) (불소수지도장)
염수분무시험(1,000시간)

아노다이징과 불소수지도장 표면처리를 한 실시예 1과 실시예 2의 회전부(130)에 대한 염수분무 500시간, 1,000시간 동안의 부식 발생여부에 대한 이상 없음의 시험결과로, 설치될 현장의 환경 변화에 따른 부식저항의 요구 성능이 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템에 확보되었음을 확인하였다.

6) 염수분무 후 회전내구성 시험

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 대해서 실시하였으며, 시험계획은 하기의 표 32와 같다. 시험방법은 1,000시간 염수분무 후 회전부(130)를 설치하여 1분에 30회 회전하는 속도로 100,000회를 회전시킨 후 부재의 마모, 변형, 회전의 이상유무를 확인하였다.

염수분무 후 회전내구성 시험계획

시험항목	시험대상	시험방법	검사방법
염수분무 후 회전내구성	회전부(130)	염수분무 1,000시간 후 100,000회 회전	육안검사

도 45에 도시된 바와 같이, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 대한 성능을 확인하기 위해 1,000시간 동안의 염수분무 후 회전내구성 시험을 실시하여 설치 환경의 변화에 따른 회전부(130)의 회전 성능을 평가하였다. 이에 따른 시험결과는 하기의 표 33과 같다.

실시예 1과 실시예 2의 염수분무 후 회전내구성 시험결과

시험항목	시험대상	시험결과
염수분무 후 회전내구성	회전부(130)	마모, 균열 없음 회전상 이상 없음

실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템의 회전부(130)에 염수분무 1,000시간 후 100,000회를 회전시킨 회전부(130)에 대하여 마모, 파손, 균열 등을 평가한 결과, 회전부(130)에 아무런 이상이 없었고, 회전부(130)의 정상적인 회전 동작이 확인되었다. 이와 같은 시험결과로, 실시예 1과 실시예 2의 회전 원통형 시스템이 제각기 다른 설치 환경과 조건에서도 본연의 구조적 안전 성능을 확보할 수 있음을 알 수 있었다.

실험예 4 - 마창대교에 적용한 투신자살 감소율 결과분석

마창대교는 경남 차원시 성산구 귀산동에 위치한, 길이 1.7 km, 너비 21 m, 왕복 4차로의 사장교이다. 마산과 창원을 이어주는 마창대교는 자동차 전용도로인 해상교량으로 도로시설한계(2020)에 따라, 실시예 2의 회전 원통형 시스템을 적용하였다.

실시예 2의 회전 원통형 시스템을 마창대교에 적용하여 분석계획에 따른 기간 동안의 투신자살 시도자 수 및 투신자살 사고자 수에 대한 현황자료를 (주)마창대교와 창원해양경찰서로부터 제공받아, 투신자살 감소율을 분석하였다. 이는 정량적인 측면에서 회전 원통형 시스템의 투신자살 방어 효과를 확인하였다.

실시예 2의 회전 원통형 시스템이 마창대교에 설치 적용되기 전의 투신사고 현황(2008.07.15~2017.11.19)은 하기의 표 34와 같고, 설치 적용 후의 투신사고 현황(2017.11.20~2019.12.31)은 하기의 표 35와 같다.

마창대교에 실시예 2의 회전 원통형 시스템이 설치 적용되기 전의 투신사고 현황을 살펴보면, 연평균 투신자살 사고자 수는 3.4건, 투신자살 시도자 수는 7.9건으로 투신자살 사고가 빈번히 발생하였음을 알 수 있다. 반면에 회전 원통형 시스템이 설치 적용된 이후 투신사고 현황을 살펴보면, 연평균 투신자살 사고자 수가 3건, 투신자살 시도자 수가 4.3건으로 투신자살 사고가 감소되었음을 확인할 수 있었다.

하기의 표 36는 실시예 2의 회전 원통형 시스템이 마창대교에 설치 적용되기 전과 후의 투신사고 현황을 비교분석한 것이다.

실시예 2의 회전 원통형 시스템을 마창대교에 설치 적용한 결과, 적용 전 대비 투신자살 사고자 수의 감소율은 91%로 나타났고, 투신자살 시도자 수의 감소율은 46%로 나타나, 투신자살 시도와 사고 모두를 감소시킨 결과를 가져왔으며, 이러한 결과를 통해 실시예 2의 회전 원통형 시스템이 투신자살 방어에 있어 매우 효과적이었음을 확인하였다.

이상에서, 본 발명의 실시 예를 구성하는 모든 구성 요소들이 하나로 결합하거나 결합하여 동작하는 것으로 설명되었다고 해서, 본 발명이 반드시 이러한 실시 예에 한정되는 것은 아니다. 즉, 본 발명의 목적 범위 안에서라면, 그 모든 구성요소들이 하나 이상으로 선택적으로 결합하여 동작할 수도 있다.

또한, 이상에서 기재된 "포함하다", "구성하다" 또는 "가지다" 등의 용어는, 특별히 반대되는 기재가 없는 한, 해당 구성 요소가 내재할 수 있음을 의미하는 것이므로, 다른 구성 요소를 제외하는 것이 아니라 다른 구성 요소를 더 포함할 수 있는 것으로 해석되어야 한다. 기술적이거나 과학적인 용어를 포함한 모든 용어들은, 다르게 정의되지 않는 한, 본 발명이 속하는 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자에 의해 일반적으로 이해되는 것과 동일한 의미가 있다. 사전에 정의된 용어와 같이 일반적으로 사용되는 용어들은 관련 기술의 문맥상의 의미와 일치하는 것으로 해석 되어야 하며, 본 발명에서 명백하게 정의하지 않는 한, 이상적이거나 과도하게 형식적인 의미로 해석되지 않는다.

그리고 이상의 설명은 본 발명의 기술 사상을 예시적으로 설명한 것에 불과한 것으로서, 본 발명이 속하는 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 본 발명의 본질적인 특성에서 벗어나지 않는 범위에서 다양한 수정 및 변형이 가능할 것이다.

따라서, 본 발명에 개시된 실시예들은 본 발명의 기술 사상을 한정하기 위한 것이 아니라 설명하기 위한 것이고, 이러한 실시예에 의하여 본 발명의 기술 사상의 범위가 한정되는 것은 아니다. 본 발명의 보호 범위는 아래의 청구범위에 의하여 해석되어야 하며, 그와 동등한 범위 내에 있는 모든 기술 사상은 본 발명의 권리범위에 포함되는 것으로 해석되어야 할 것이다.

100 : 본 발명의 일 실시예에 따른 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템
110 : 결합부
111 : 베이스플레이트
112 : 베이스플레이트커버
120 : 지지부
121 : 본체부
122 : 암부
120a : 보조리브
130 : 회전부
131 : 파이프
132 : 하우징
133 : 베어링
134 : 체결부재
130a : 보강리브

Claims

지면 또는 구조물에 결합되는 결합부;
상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고, 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 지지부; 및
상기 지지부에 회전가능하게 설치되며, 투신시도자에 의해 파지되는 경우 회전하여 상기 투신시도자의 투신을 저지하는 회전부를 포함하되,
상기 지지부와 상기 회전부는,
기설정된 휨응력, 전단응력 및 조합응력의 허용응력 상한값을 각각 만족하고,
상기 지지부가 지면에 대해 예각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 3개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 200 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 114 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 310 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 207 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고,
상기 예각은,
40° 내지 75°로 마련되고,
상기 지지부가 일부분이 지면에 대해 둔각을 가지도록 마련됨과 동시에 상기 회전부가 4개로 마련되는 경우, 상기 지지부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 245 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 140 N/mm²으로 마련되고, 상기 지지부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 휨응력의 허용응력 상한값은 186 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 전단응력의 허용응력 상한값은 117 N/mm²으로 마련되고, 상기 회전부의 상기 조합응력의 허용응력 상한값은 1.0으로 마련되고,
상기 둔각은,
105° 내지 140°로 마련되고,
상기 결합부는,
일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제1삽입공간을 형성하고, 타측면에 상기 지지부가 상측으로 연장형성되는 베이스플레이트와, 일측면이 개방되어 내부에 상기 구조물의 일부분이 삽입되는 공간인 제2삽입공간을 형성하고, 상기 베이스플레이트를 덮는 베이스플레이트커버를 포함하고,
상기 베이스플레이트커버는,
상기 구조물의 일부분이 상기 베이스플레이트의 상기 제1삽입공간에 삽입된 상태에서, 상기 제2삽입공간에 상기 구조물의 일부분이 삽입되도록 한 후 양 단부가 상기 베이스플레이트의 양 단부와 각각 체결됨으로써 상기 구조물을 압박하여 고정하고,
상기 지지부는,
상기 결합부에서 상측으로 연장형성되고 지면에 대해 기설정된 각도를 가지도록 형성되는 본체부와, 상기 본체부에서 복수개로 연장형성되는 암부를 포함하고,
상기 본체부와 상기 암부에는,
단면력을 증가시킴으로써 상기 지지부에 발생되는 국소적인 전단응력이 상쇄될 수 있도록, 길이방향을 따라 보조리브가 형성되고,
상기 회전부는,
길이방향으로 연장형성되며 내부공간을 형성하는 파이프와, 상기 파이프의 내부에 설치되고 중심부분에 수용공간이 형성되는 하우징과, 상기 수용공간에 설치되는 베어링과, 상기 암부와 상기 베어링을 상호 연결하는 체결부재와, 상기 베어링이 상기 수용공간에 수용된 상태에서 개방된 수용공간의 일측면에 노출된 베어링에 접촉하여 베어링을 지지하는 하우징캡을 포함하고,
상기 수용공간은,
상기 하우징의 외경보다 작은 직경으로 형성되고,
상기 베어링은,
상기 수용공간과 같은 직경으로 형성되어 상기 수용공간에 설치되고,
상기 파이프에는,
단면력을 증가시킴으로써 상기 파이프에 발생되는 국소적인 휨응력이 상쇄될 수 있도록, 내측에 길이방향을 따라 복수개의 보강리브가 형성되고,
상기 하우징은,
복수개의 상기 보강리브에 끼워맞춤 방식으로 설치될 수 있도록, 가장자리에 복수개의 홈이 형성되고,
상기 베어링은,
상기 지지부와 상기 파이프의 결합 각도가 어긋나는 경우에도 상기 파이프가 회전될 수 있도록, 이중 볼베어링으로 마련되는 것을 특징으로 하는 구조성능이 향상된 투신자살 방어를 위한 회전 원통형 시스템.
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