2020

도 로 설 계 요 령

AN01145-000145-12

발 간 등 록 번 호

제3권 교량

 

교 량

제8편 교량

제8-1편 교량 계획

제8-2편 교량 상부 구조물

제8-3편 교량 하부 구조물

제8-4편 내진 설계

제8-5편 교량 부대시설물

제8-6편 교량의 확폭

제8-7편 옹벽

제8-8편 가설 구조물

제3권

 

제 8-3 편 교량 하부 구조물

 

제8-3편 교량 하부 구조물

495

8.1 일반사항

8.1.1 적용범위

이 장은 설계지반면이 10ﾟ이상 경사져 있는 비탈면에 설치된 깊은기초에 적용한다. 여기서 깊은기초

란 비탈면상 에 설치된 기초 중 ʻ도로교설계기준(2010) 제5장 하부구조ʼ 에서 말뚝 및 케이슨으로 분

류된 기초를 말한다.

비탈면상에 설치되는 기초는 앞면지반이 한정되어 있고 경사져 있기 때문에 평탄한 지역과

는 다른 검토가 필요하다. 비탈면상의 깊은기초인 경우 특히 문제가 되는 것은 기초의 수평

저항인데 현재로는 기초의 강성에 따라 다른 설계체계로 되어 있다.

케이슨과 같이 강체로 볼 수 있는 기초의 경우 안전성은 주로 지지지반의 내력에 의존하므

로 안정도 조사에서는 지반의 극한평형 시 힘의 균형에 의한 극한지반 반력법이 적용되고

말뚝의 경우는 전 길이에 걸쳐 지반이 항복하는 것은 생각할 수 없고 미소한 변위가 원인이

면 지반을 탄성체로 생각할 수 있으므로 탄성지반상의 보로 한 탄성지반 반력법이 적용되고

있다.

이와 같은 이유로 ʻ도로교설계기준(2010) 제5장 하부구조’에서는 기초의 강성에 따라 케이

슨기초와 말뚝기초로 설계의 구분이 되어 있다. 일반적으로 비탈면상의 깊은기초는 설계구

분상 케이슨기초와 말뚝기초의 중간영역에 있는 것으로 통일된 설계법이 필요하기 때문에

이 설계요령을 정한 것이다. 또 이 장에 규정되어 있지 않는 사항에 대해서는 ʻ도로교설계

기준(2010) 제5장 하부구조’의 관계규정에 따라 설계해야 한다.

8.1.2 지지층의 선정

깊은기초의 저면은 소요 지지력이 얻어지는 양질의 지지층에 근입시키고, 수평방향에 대해서도 장기

적으로 안정된 지반에 지지시키는 것으로 한다.

8. 비탈면 상의 깊은기초

제3권 교량

496

비탈면상 깊은기초의 설계에서는 설계지반면을 어느 위치에 설정하느냐에 따라 결과가 크

게 다르므로 충분한 검토가 필요하다. 설계지반면을 설정하는 방법은 여러 가지로 생각할

수 있으나 보통 다음 방법에 따른다(그림 8.1 참조).

(가) 표층토의 강도 및 지반구성, 주변지대에서의 붕괴유무, 지하수의 상황 등에 따라 충분

한 조사를 하여 안정되어 있다고 판단되는 경우는 지지층으로 평가하여, 설계지반면을

설정한다.

(나) 비탈면 안정계산을 하여 안전을 Fs가 상시 : Fs ≥ 1.5, 지진 시 : Fs ≥ 1.2를 확보할

수 있다는 면을 설계지반면으로 설정한다.

(다) 깊은기초에 작용하는 토압은 설계지반면에서 상부 범위의 주동토압으로 하고 그 작용

폭은 깊은기초 직경의 3배로 한다. 그러나 깊은기초 간격이 직경의 3배 이하인 경우

깊은기초 간격으로 한다.

또, 현 지반이 활동의 위험성이 있는 경우 별도로 활동의 위치나 활동하중의 취급에

대하여 검토하기로 하고, 활동 억제공과 교량기초는 허용거동 범위나 영향도가 다르기

때문에 구조물 기초와 분리시켜 현 지반을 안정시키는 조치를 강구해야 한다. 또 공사

용 진입로 등 시공 시에 비탈면을 굴착하는 경우 그 영향을 고려하여 설계지반면을 설

정해야 한다.

표층토

지지층

작용토압

예상활동면

설계지반면

<그림 8.1> 지지층과 설계지반면

제8-3편 교량 하부 구조물

497

8.1.3 설계의 기본

(1) 깊은기초는 비탈면의 영향을 고려하여 설계하기로 한다.

(2) 깊은기초의 설계에서 지반반력, 기초 본체의 단면력 및 변위량 계산은 탄성지반상의 보로 해석하

는 탄성설계법(탄성지반 반력법)에 의하는 것으로 하고, 수평방향 안정도 조사에 대해서는 지반의

소성화를 고려한 탄소성 설계법(복합지반 반력법)에 의하는 것을 기본으로 한다. 설계 시에는 다

음 사항을 만족해야 한다. 조사 사항 중 (가) ~ (라)는 탄성설계법, (마)는 탄소성 설계법에 의한다.

(가) 깊은기초 저면에서의 연직지반반력은 지반의 허용 연직지지력을 초과해서는 안 된다.

(나) 깊은기초 저면에서의 전단저항력은 깊은기초 저면과 지반 사이에 적용하는 허용전단 저항력

을 초과하여서는 안 된다.

(다) 깊은기초의 변위는 허용변위량을 초과하여서는 안 된다.

(라) 깊은기초 본체의 설계는 이 편 ʻ8.1.6 설계의 흐름ʼ에 따른다.

(마) 깊은기초 앞면의 각 깊이까지의 수평지반반력의 총계는 그 위치에서의 허용 수평지지력을 초

과해서는 안 된다.

(1), (2)에 대하여

종래 비탈면 상 깊은 기초의 변형과 안정을 동시에 표현할 수 있는 방법으로 지반의 소성화

를 고려한 탄소성 설계법이 적용되어 있다. 이 설계법은 험준한 산악지에서 암반과 같이 소

성화 후의 저항력이 극도로 감소하는 지반에 대해서는 유효한 설계법이다. 그러나 근래에는

토사에서 암반까지 각종 지반을 대상으로 하고 있으나 토사와 암반에서는 그 지지기구나 지

반의 파괴성상이 크게 다른 외에 토질정수나 해석모델 등 많은 요인에 지배되므로 탄소성

설계법의 적용은 암반에 한정했다. 그 후 토사층을 지지층으로 하는 경우에 대해서도 현지

실험이나 이론적인 연구가 진행되고 기술적인 축적이 되고 있다. 이 설계법은 지금까지의 현

지 실험이나 이론적 연구성과를 토대로 토사에서 경암까지를, 또 깊은기초 직경도 일반적인

것에서부터 대구경인 것까지 종합적으로 취급할 수 있도록 한 것이다.

즉, 미소한 변위량에서는 지반을 탄성체로 생각하여 (가) ~ (라)의 각 사항을 조사한다. 이와

같은 해석방법이 성립하기 위해서는 기초의 안정이 확보되어 있어야 하므로 (마)의 수평안정

도 조사를 별도로 행하기로 한다.

(가) ʻ8.7 지반반력, 단면력 및 변위량의 계산ʼ으로 구하는 깊은기초 저면의 연직지반반력은

ʻ8.3 지반의 허용 연직지지력ʼ을 초과해서는 안 된다.

(나) ʻ8.7 지반반력, 단면력 및 변위량의 계산ʼ으로 구하는 깊은기초 저면의 전단저항력은 ʻ8.5

제3권 교량

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저면지반의 허용 전단저항력ʼ을 초과해서는 안 된다.

(다) 깊은기초의 변위는 깊은기초 본체 및 주변지반의 탄성변형 또는 소성변형을 조합시킨

것으로 한다. 실제 설계에서는 충분한 검토를 하여 구조물 전체에 대한 영향을 조사하는

것이 바람직하다. 한편 말뚝기초로 시공할 경우 구조물에 필요한 강도를 줄 수 있게 기

술적 판단에 기초하여 변위량(기준 변위량)을 규정하는 것이 바람직하나 대상 지반이 다

양하므로 변위량에 있어서는 일괄로 정하는 것이 바람직하다. 수평방향의 안정도 조사

는 별도로 해야 하지만 허용변위량을 크게 하면 안정에 유해한 잔류변위가 생길 우려가

있다. 따라서 일반적으로 설계지반면 위치에서 깊은기초의 수평방향 허용변위량을 표

8.1과 같이 하는 것이 바람직하다. 표 8.1은 말뚝기초와 케이슨 기초를 일치시키기 위해

깊은기초 직경 5 m를 경계로 하여 깊은기초 머리부 변위량을 기초직경의 1%(머리부 변

위/깊은기초 직경) 이내로 한 것이다.

<표 8.1> 깊은기초의 허용변위량(mm) D : 깊은기초 직경(m)

D ＜ 5 m D ≥ 5 m

상 시 15 30

지진 시 25 50

설계지반면 설계지반면 설계지반면

(a) 확대기초가 있는 기초 (b) 라멘 교각 기초 (c) 피어 기초

<그림 8.2> 허용 수평변위를 설정하는 위치

(라) 설계는 이 편 ʻ8.1.6 설계의 흐름ʼ에 따른다.

(마) 수평방향 안정도 조사는 식 8.1에 따르는 것을 원칙으로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

499

식 8.1에 안전을 고려하여 지지층 내 탄성영역에 2 m 이상 근입시키는 것으로 한다(그

림 8.3 참조).

Rqak ≥ n

R   

i  j  L

k

Ri (8.1)

여기서, Rqak : k 단째 스프링위치에서 지반의 허용 수평지지력(kN)

n

R  : 소성화 영역의 저항력(kN)



i  j  L

k

Ri : j + 1 단째에서 k 단째 까지의 스프링 변위에서 반력의 총합

(탄성영역에서 반력의 총합)(kN)

또 복수의 깊은기초 수평방향 안정도를 조사하는 경우 ʻ8.7 지반반력, 단면력 및 변위량

의 계산ʼ에 따라 탄성해법으로 계산한 깊은기초 머리부 반력의 값을 기초로 하여 각각

단독모델로 분리하여 계산하여도 좋다.

소성화영역

설계지반면

탄성영역

(2m 이상)

<그림 8.3> 수평방향의 안정(탄소성 해법)

또, 깊은기초 직경이 5 m 미만으로 Bℓ ＜ 1.5 정도의 강체로 간주할 수 있는 기초로

설치하는 경우 다음과 같은 간략화한 계산법으로도 수평방향의 안정도 조사가 가능하므

로 참고로 나타낸다(그림 8.4 참조).

제3권 교량

500

설계지반면

부동점(가정)

<그림 8.4> 수평방향의 안정(극한평형법)

Fs ≧ M 

MR

(8.2)

여기서, Fs : 전도에 대한 안전율로 상시 3, 지진 시 2로 한다.

MR : 전도에 대한 저항모멘트 (kN·m)

MR = 1/3 × 0.7 × L × Rq + 0.3 × L × Su + 1/2 × 0.3 × L × P

M1 : 전도모멘트(kN·m)

M1 = Mo + 0.7 × L × Ho

Rq : 회전중심에서 지반의 극한 수평지지력(kN)

(‘8.4 지반의 허용 수평지지력’에 따라 구한다)

Su : 저면의 극한 전단저항력(kN)

N : 저면에 작용하는 연직력(kN)

P : 수평방향에서의 불균형력(kN)

8.1.4 하중분담

(1) 연직하중은 깊은기초 저면의 연직지반반력 만으로 지지시키는 것을 원칙으로 한다.

(2) 수평하중은 깊은기초 저면의 연직지반반력, 주면의 수평지반반력, 저면의 전단 저항력으로 지지시

키는 것을 원칙으로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

501

(1) 연직하중은 일반적으로 저면 및 주면으로 분담시키나 여기서는 주면마찰력은 무시하는 것으

로 했다. 이것은 깊은기초의 라이너 플레이트는 원칙적으로 묻히게 되므로 라이너 플레이트

와 지반사이는 그라우트로 충전되지만 그라우트의 시공성에 문제가 있는 것과 굴착 시의 발

파 등에 의하여 주면지반이 느슨하게 될 우려를 고려했기 때문이다.

최근 spray concrete와 rock bolt에 의하여 공벽을 지지하면서 대구경의 깊은 기초를 시공

하는 사례가 증가하고 있는데 이 경우 주면의 마찰저항력이 있을 것으로 생각되므로 충분히

검토한 다음 연직지지력에 마찰저항의 고려가 가능하다.

(2) 수평하중은 ʻ8.1.2 지지층의 선정ʼ에서 규정한 설계지반면 보다 아래쪽에서 지지되는 것으로

하고 기초 근입부 및 설계지반면 보다 위쪽에서는 지지되지 않는 것으로 하였다. 깊은기초

말뚝의 주면에서 세굴에 의하여 라이너 플레이트와 원지반 사이에 공극이 생기므로 조치를

주의하지 않으면 설계에 사용하고 있는 수평스프링을 기대할 수 없다. 이를 위해 깊은기초의

주면에는 반드시 그라우트를 하여 공극을 충전하는 것으로 한다.

또 수평저항에는 저면의 회전저항, 전단저항도 기여하지만 저면에서의 작용합력이 핵 내에

없는 경우 한쪽 방향으로 부상이 생겨 엄밀하게는 전단면이 유효하다고 볼 수 없다. 그러나

기초 직경이 작은 경우 저면의 기여율은 그다지 크지 않으므로 설계 시에 저면에서의 회전스

프링 및 전단스프링의 취급은 표 8.2와 같이 하는 것이 좋다.

<표 8.2> 저면에서의 스프링 취급

설계법 D ＜ 5 m D ≥ 5 m

지반반력, 전단력

변위량의 계산

탄성설계법

전단면 유효

(KR, KS)

저면에서의 작용합력이 핵외에 있는 경우는

수정한다(KR′, KS′).

수평방향의 안정도 탄소성설계법

무 시

(KR = 0, KS = 0)

상동

D : 깊은기초 직경(m)

KR, KS : 저면의 전체단면이 유효한 경우의 회전 스프링정수, 전단 스프링정수

KR′, KS′ : 저면 유효재하면적을 고려한 회전 스프링정수, 전단 스프링정수

제3권 교량

502

8.1.5 최소중심간격

깊은기초의 최소중심간격은 원칙적으로 깊은기초 직경의 2.5배 이상으로 한다. 또 깊은기초의 외주면

에서 기초 연단까지의 거리는 1.0D 또는 1.25D 이상으로 한다.

깊은기초의 경우 지지지반이 경암이라도 굴착 시의 발파 등으로 인접기초의 주면을 느슨하

게 할 우려가 있으므로 최소중심간격은 깊은기초 직경의 2.5 ~ 3배로 했다. 깊은기초의 외

주면에서 기초 연단까지의 거리는 경제성 등을 고려하여 최소 1.0D 또는 1.25D로 한다.

1.25D(타입말뚝: 내부굴착 말뚝)

1.0D(현장타설 말뚝)

<그림 8.5> 최소중심간격 및 기초 연단까지의 거리

제8-3편 교량 하부 구조물

503

8.1.6 설계의 흐름

깊은 기초의 설계는 그림 8.6의 흐름도에 따르는 것으로 한다.

수평변위

설계외력

지진스프링

연직반력

전단저항력

변위·반력·단면력 형상치수수정

말뚝모델화

수평안정계수

말뚝응력

연직지지

전단저항

무리말뚝

안정한가

허용응력

탄성계산

깊은기초의 직경, 길이,

배치의 가정

말뚝머리

(N.H.M)

수평지지력

의 계산

소성화영역의

저항력 n

Bo

지반반력 스프링 유효

범위 2m

소성화영역의

스프링

안정한가

끝

안정 불안정

(M이 山側에 작용하는

경우 M=0으로 한다.)

수평지지력

의 계산

YES

YES

NO

NO

NO

NO

NO

NO

NO

YES

YES

YES

YES

YES

(Subro

utine) ⇨ ⇨

(단면력)

<그림 8.6(a)> 설계전체 Flow-chart <그림 8.6(b)> Subroutine

(탄소성 설계법에 의한 안정도 조사)

제3권 교량

504

8.2 설계지반정수

8.2.1 지반의 전단정수

지반의 전단정수는 원위치에서 역학시험, 실내시험을 하여 구하는 것을 원칙으로 한다. 부득이 기타

지반조사의 결과로 추정하는 경우에는 유사한 지반에서의 시험 결과 등을 참고하여 종합적으로 판단

하는 것이 좋다.

지반정수는 다음의 방법에 따라 구할 수가 있다.

(가) 원위치에서 역학시험에 의한 방법

(나) 실내시험을 중심으로 하는 방법

지반의 불균일성, 특히 암반인 경우 풍화 · 균열 및 습윤 등의 문제를 고려하면 본래는

(a)의 원위치에서 직접 전단시험, 평판재하시험 등에 의한 방법이 가장 바람직하다. 그러

나 깊은 기초의 규모, 지반의 상황에 따라서는 이들 시험을 설계단계에서 실시하는 것은

곤란하므로 (b)의 실내시험을 중심으로 구하여도 좋다. 원칙적으로 (가) 또는 (나)의 방법

으로 전단정수를 구하지만 기타 지반조사 결과 또는 유사한 지반에서의 시험 기록 등 확

실한 근거가 있는 경우에는 이들의 값을 참고로 하여도 좋다.

(a) 원위치에서 역학시험에 의한 방법

원위치에서 역학시험으로는 블록 전단시험, 깊은기초 공벽 및 굴착저면에서의 직접

평판재하시험을 생각할 수 있으나, 전자는 깊은기초의 규모 · 지반상황 등을 고려하

면 실시가 극히 곤란하고, 후자는 일반적으로 시공 시 확인하는 시험방법으로 어느

것도 사전 조사로서 행하여지는 일은 적다.

(b) 실내시험을 중심으로 하는 방법

실내시험으로 지반의 전단정수를 구하는 경우 원지반의 균열이나 단층 · 장래의 풍화

등을 고려하여 설계상, 안전하도록 설계값을 결정해야 한다. 여기서 실내시험이란 삼

축압축시험, 일면전단시험 및 일축압축과 병행한 일축인장시험을 말한다. 또 축인장

시험 대신에 할렬 시험을 하여도 좋다. 일반적으로 실내시험에 사용하는 공시체는 균

열이 적은 양질의 것이므로 원지반을 대표하지 않는 것이 많다. 따라서 실내시험결과

를 설계에 이용하는 경우에는 어떤 방법으로든 원지반의 풍화, 균열 등의 영향을 평

제8-3편 교량 하부 구조물

505

가하는 것이 필요하다. 여기서는 그 하나의 방법으로 균열계수를 사용한 방법을 제시

한다. 균열계수는 Cr은 다음 식에 따라 정의되는 양이다.

Cr    V po

Vp 

(8.3)

여기서, Vp : 원지반의 종파탄성파 속도(m/sec)

Vpo : 공시체의 초음파전파 속도(m/sec)

일반적으로 종파탄성파 속도는 원지반의 풍화, 균열 등에 따라 속도가 적어지는 경향

을 가지고 있다. 또 풍화, 균열 등이 보이지 않는 양질의 암반에서는 양질의 공시체로

행한 실내 초음파전파 속도와 거의 같은 값을 갖는 것도 알 수 있다.

따라서 식 8.3에 제시한 균열계수 Cr은 원지반의 풍화, 균열 등의 상태를 대표하고

있다고 생각된다. 지금까지 발표된 Cr과 실내시험의 결과를 사용하면 실내시험에서

전단정수를 구할 수가 있다.

그림 8.7은 일본도로공단 시험소 및 철도기술 연구소에서 실시한 실험결과를 Kc - Cr

의 관계로 고쳐서 나타낸 것이다. 여기서, Co는 Cr = 0 즉, 무균열 상태인 경우의 점착

력이며, quo는 무균열 상태의 압축강도이다.

그림 8.7은 상당히 벗어나 있지만 이 자료는 각종 강도 · 균열계수가 들어 있고, 더욱

이 시험방법도 다른 것이 포함되어 있으나 오차의 하한을 고려하여 곡선을 그리면

이 곡선을 이용하여 점착력 C를 추정할 수가 있다. 즉

C = Kc × Co (8.4)

여기서, Kc : 점착력의 저감계수

다음 그림 8.8에 Kφ - Cr의 관계를 나타낸다. 그림의 작성은 C의 경우와 동일하다.

따라서 φ는 다음 식으로 구할 수가 있다.

<그림 8.7> Kc-Cr의 관계 <그림 8.8> Kφ-Cr의 관계

제3권 교량

506

φ = Kφ × φo (7.5)

여기서, Kφ : 전단저항각의 저감계수

이상 서술된 각종 시험률 표 8.3에 나타냈다.

<표 8.3> 실내시험을 중심으로 전단정수를 결정하는 방법

장소 시 험 명 특 징 설계값의 적용 비 고

실

내

삼축압축시험

또는 일면

전단시험

실내시험으로서는

정도가 높다.

이 시험은 균열이 없는 국부

적인 값을 구하는 결과가 되

므로, 지반 전단정수의 결정

에 있어서는 현장의 상황을

잘 판단하고 측정치를 저감

할 필요가 있다.

경암에서는 고압을 작용시키지만 공시체를

작게 하지 않으면 파괴되지 않을 때가

있다.

일축압축시험과

일축인장시험

또는 할렬시험

매우 간편하지만

정도는 낮다.

압축강도 qu와 인장강도 Tu에서

C, φ를 추정한다.

C  ½qu × Tu   sin q u  Tu

qu  Tu 

초음파 종파

전파속도 시험

비교적 용이하게

초음파 속도를

얻을 수 있다.

이 값에서 직접 C, φ를 구

하는 것은 어렵다.

탄성과 탐사결과와 함께 암반의 균열정도

를 알 수 있다.

원

위

치

탄성파 탐사

또는 보링공을

이용한 속도

검증

단층과 암반을

포함한 지반의

거시적인 정보를

얻을 수 있다.

상동

초음파 시험의 결과와 함께 암반의 균열정

도를 알 수 있다. 변형계수를 추정할 수

있다.

(다) 추정에 의하는 경우

지반의 전단정수를 (가), (나)에 의해서 결정하는 것이 곤란한 경우에는 참고값으로서 취

급하는 것을 전제로 하여 전단정수를 추정에 따라 구할 수 있다. 그 하나의 방법으로 표

8.4에 암반구분에 기초를 한 C, φ의 측정 예를 제시하였다. 점판암의 예는 일본 Dam

site에서의 각종 지질조사 결과를 정리한 자료를 암반구분에 기초해서 정리한 것이다.

그러나 이 표도 C의 값은 500 kN/m2의 범위로 아래 등급의 암반의 경우 이 영향은 결코

작지 않으므로 주의해야 한다. 종래의 시험자료를 비교하여 보면 암반의 종류, 상태에

관계없이 전단저항각 φ는 30 ~ 50ﾟ정도의 범위이고 점착력 C는 10 ~ 100 kN/m2의 사

이에 있는데, 설계 시 C값이 가장 큰 비중을 차지하므로 이 값은 신중히 결정할 필요가

있다.

제8-3편 교량 하부 구조물

507

<표 8.4> 전단정수의 측정 예 * 최솟값을 표시

암급수

점판암(일본 Dam Site의 예) 화강암(本州-四國 연결기초의 예)

C(kN/m2) φ(ﾟ) C(kN/m2) φ(ﾟ)

범 위 평균 범 위 평균 범 위 대 표 치 대 표 치

경

암

B 2250 ~ 1750 2500 40 ~ 50 45 3500 이상 3500* 50

CH 1750 ~ 2250 2000 35 ~ 45 40 2700 ~ 3500 3100 50

CM 750 ~ 1750 1250 35 ~ 45 40 1900 ~ 2700 2300 45 ~ 50

연

암

CL 250 ~ 750 500 30 ~ 40 35 800 ~ 1900 1350 45

D 100 이하 0 20 ~ 30 25 0 ~ 800 400 45

<표 8.5> 암반등급 분류기준(일본)

암반등급

암반변형계수

(MPa)

암반의 정탄성계수

(MPa)

암반의 전단강도

점착력(kN/m2) 전단저항각

A, B 5,000 이상 8,000 이상 4,000 이상 55ﾟ이상

CH 2,000 ~ 5,000 4,000 ~ 8,000 2,000 ~ 4,000 45ﾟ~ 55ﾟ

CM 500 ~ 2,000 1,500 ~ 4,000 1,000 ~ 2,000 38ﾟ~ 45ﾟ

CL, D 500 이하 1,5000 이하 1,000 이하 38ﾟ이하

8.2.2 지반반력계수

지반반력계수는 원위치에서 시험으로 구하는 것을 원칙으로 한다. 부득이 기타 지반조사 결과에서 추

정하는 경우에는 유사한 지반에서의 시험 결과 등을 참고하여 종합적으로 판단해야 한다.

지반반력계수는 지반의 변형계수로 산정한다. 변형계수는 일반적으로 평판재하시험 표준관

입시험, 공내 횡방향 재하시험, 탄성파 조사로 측정하는데 깊은기초의 상황을 고려하면 공

내 횡방향 재하시험이 실용적이라고 할 수 있다. 또, 지반반력계수는 재하 폭 및 변위량 등

에 따라 달라지며 지반반력계수는 다음 식에 따라 정의된다.

  

여기서, k : 지반반력계수(kN/m3)

p : 지반반력(kN/m2)

δ : 변위량(m)

제3권 교량

508

(가) 연직방향 지반반력계수

연직방향 지반반력계수는 식 8.6에 따라 구한다.

kv  kvo 

Bv  

(8.6)

여기서, kv : 연직방향 지반반력계수(kN/m3)

kvo : 지름 300 mm의 강체원판에 의한 평판재하시험의 값에 상당하는 연직방향

지반 반력계수(kN/m3)로서 각종 토질시험 · 조사에 따라 구한 변형계수로

부터 추정하는 경우는 다음 식에서 구한다.

kvo  



E (8.7)

Bv : 기초의 환산 재하 폭(m)으로 다음 식에서 구한다. 다만, 저면 형상이 원형

인 경우에는 지름으로 한다.     

E : 표 8.6에 표시하는 방법으로 측정 또는 추정한 설계의 대상이 되는 위치에

서 지반의 변형계수(kN/m2)

 : 지반반력계수의 추정에 쓰이는 계수로서 표 8.6에 주어져 있다.

Av : 연직방향의 재하면적(m2)

<표 8.6> 변형계수(E0)와 보정계수(α)

다음의 시험방법에 의한 변형계수 E0(kN/m2)

α

평상 시 지진 시

지름 300 mm의 강체원판에 의한 평판재하시험을 반복시킨 곡선에서 구한

변형계수의 1/2

1 2

보링공 내에서 측정한 변형계수 4 8

공시체의 1축 또는 3축압축시험에서 구한 변형계수 4 8

*표준관입시험의 N값에서 추정한 변형계수 1 2

주) E0 추정법 : ① 일본도로공단 E0 = 28 N

② Schmertmann 방법(1970)

제8-3편 교량 하부 구조물

509

<표 8.7> 흙의 종류별 탄성계수(Es : kN/m2)

흙의 종류 Es/N

실트, 모래질 실트 400

가는 모래, 약간 굵은 모래 700

굵은 모래 1,000

모래질 자갈, 자갈 1,200

(나) 수평방향 지반반력계수

수평방향 지반반력계수는 식 8.8에 따라 구한다.

kH  kH 

BH  

(8.8)

여기서, kH : 수평방향 지반반력계수(kN/m3)

kH  : 지름 300 mm의 강체원판에 의한 평판 재하시험의 값에 상당하는 수평방

향 지반반력계수(kN/m3)로서, 각종 토질시험 조사에 따라 구한 변형계수

로부터 추정하는 경우는 다음 식에서 구한다.

kH   



E (8.9)

BH : 하중작용방향에 직교하는 기초의 환산 재하 폭(m)으로 표 8.8에 표시하는

방법으로 구한다. 일반적으로 탄성체 기초의 수평저항에 관여하는 지반으

로서는 설계지반면에서 1/β 정도까지 고려하면 된다.

E : 표 8.6에 표시하는 방법으로 측정 또는 추정한 설계의 대상이 되는 위치에

서의 지반의 변형계수(kN/m2)

<표 8.8> 기초의 환산 재하 폭(BH)

기 초 형 식 BH 비 고

직 접 기 초 

케이슨기초 (βl ＜ 2)  안정계산, 부재계산

케이슨기초 (l ＜ βl ＜2)  탄성변위량 계산

말 뚝 기 초 

강관널말뚝기초 

제3권 교량

510

 : 지반반력계수의 추정에 쓰이는 계수로서 표 8.6에 주어져 있다.

  : 하중작용 방향에 직교하는 기초의 재하면적(m2)

 : 하중작용 방향에 직교하는 기초의 재하폭(m)

 : 수평저항에 관여하는 지반의 깊이(m)로서 기초의 길이 이하로 한다.

 : 기초의 특성치 



EI

kH × D

(m-1)

 : 기초의 휨강성 (kN·m2)

(다) 수평방향의 전단 스프링정수

Ks = λ × kv (8.10)

여기서, Ks : 수평방향의 전단 스프링정수(kN/m3)

λ : 연직 지반반력계수에 대한 수평방향 전단 스프링정수의 비로 이 값은 1/2

~ 1/5 사이로 실측되고 있다. 그러나 변위를 검토하는 계산체계를 고려하

면 Ks의 값을 안전측으로 생각하고 변위가 크게 계산되도록 λ값을 결정한

것으로 λ=1/3 ~ 1/4로 한다.

kv : 연직방향 지반반력계수

8.3 지반의 허용 연직지지력

8.3.1 허용지지력

깊은기초 저면의 허용 연직지지력은 다음 식으로 구한다.

qa = α × qao (8.11)

qao = 1/n(qdo - γ2 Df) + γ2 Df (8.12)

여기서, qa : 깊은기초 저면의 허용 연직지지력(kN/m2)

qao : 가상 수평지반에서 깊은기초 저면의 허용 연직지지력(kN/m2)

α : 비탈면의 영향에 의한 저감계수로 그림 8.9의 값으로 한다.

qdo : 가상 수평지반에서 깊은기초 저면의 지반으로부터 결정된 극한지지력(kN/m2)

n : 안전율

Df : 유효근입길이(m)

γ2 : 깊은기초 저면보다 위에 있는 지반의 단위체적중량(kN/m3)

단, qa는 깊은기초 본체 콘크리트의 허용압축응력을 초과하지 않는 것으로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

511

깊은기초 말뚝의 연직지지력의 검토는 깊은기초 말뚝 저면에서 하고, 비탈면 경사각의 영향

을 고려한다. 비탈면의 영향을 고려한 깊은기초 말뚝 저면의 허용 연직지지력은 가상 수평

지반에서의 허용 연직지지력에 저감계수 α를 곱해서 구하기로 한다.

저감계수는 간편법(기초구조에 관한 조사연구 70년도 보고서, 일본) 및 Giroud Nhiem의

방법(동 72년도 보고서 부록Ⅱ, 일본)에서 구한 근사 극한지지력 계산식에 따라 제반조건을

변화시켜서(비탈면의 영향을 고려하여) 계산한 극한지지력에 대한 수평지반에서의 극한지

지력의 비율(그림 8.11)로 구한다.

<그림 8.11> 경사각에 의한 연직지지력의 저감

<그림 8.9> 저감계수 <그림 8.10> 유효근입길이

제3권 교량

512

굴착에 의하여 제거된 지반의 중량은 100% 지지력으로 이용할 수 있으므로 이 중량에 대해

서는 안전을 고려하지 않기로 했다.

단, 평판재하시험에 의하여 연직지지력을 추정하고 재하시험에서 깊은기초 저면까지의 흙

하중이 영향을 줄 경우에는 굴착에 의하여 제거된 지반의 중량을 지지력에 고려하지 않고

허용연직지지력 qa는 다음 식으로 구해야 한다.

qa  n

qdo (8.13)

8.3.2 안전율

깊은 기초 저면의 허용 연직지지력의 산정에 이용하는 안전율은 다음의 값으로 한다.

상 시 : 3 지진 시 : 2

비탈면의 영향은 극한 연직지지력의 산정에서 고려하므로 비탈면의 영향을 고려하지 않는

케이슨의 허용 연직지지력의 산정에 이용하는 안전율과 같은 값으로 했다.

8.3.3 지반에 의하여 결정되는 극한지지력

가상 수평지반에서의 깊은기초 저면지반으로부터 결정된 극한지지력은 정역학공식, 평판재하시험 등

에 의하여 종합적으로 판단해서 구한다. 정역학공식에 의한 가상 수평지반에서의 깊은기초 저면 극한

지지력은 아래식으로 구한다.

qdo = 1.3 C Nc + 0.3 γ1 DNr + γ2 Df Nq (8.14)

여기서, qdo : 가상 수평지반에서 깊은기초 저면지반으로부터 결정된 극한지지력(kN/m2)

C : 깊은기초 저면 보다 아래에 있는 지반의 점착력(kN/m2)

γ1 : 깊은기초 저면 보다 아래에 있는 지반의 단위체적중량(kN/m3)

γ2 : 깊은기초 저면 보다 위에 있는 지반의 단위체적중량(kN/m3)

D : 깊은기초 저면의 직경(m)

Df : 가상수평지반에서 깊은기초의 근입길이(m)

Nc, Nr, Nq : 지지력계수로 그림 8.12의 값으로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

513

지반으로부터 결정되는 극한지지력은 우선 지반을 조사하고, 정역학 공식 및 같은 종류의

지반이라면 기존 자료에서 극한지지력을 추정하고 이를 시공 중의 원위치 재하시험에 따라

확인하는 것을 원칙으로 한다.

평판재하시험에 의하여 극한지지력을 구하는 경우에는 재하면적과 깊은기초 저면적과 차이

를 고려해서 시험에서 얻은 값을 수정해야 한다.

수평지반에서 극한지지력을 구하는 정역학적 공식은 케이슨 기초의 지지력공식과 같은 것

으로 한다.

극한지지력을 구할 때는 편심경사의 영향이 있지만 깊은기초의 경우는 얕은 기초의 경우와

다르고 앞면지반의 저항이 크고 깊은기초 저면의 수평력 및 모멘트의 분담은 적으므로, 경

사의 영향을 무시해서 극한지지력을 구하기로 했다.

<그림 8.12> 지지력 계수

제3권 교량

514

8.4 지반의 허용 수평지지력

8.4.1 허용지지력

깊은기초 앞면지반의 허용 수평지지력은 그 위치에서 지반의 극한 수평지지력을 소정의 안전율로 나

눈 값으로 다음 식으로 구한다.

Ra  n

Rq

(8.15)

여기서, Ra : 허용지지력 (kN)

Rq : 극한 수평지지력 (kN)

n : 안전율

8.4.2 안전율

깊은기초 앞면지반의 허용 수평지지력의 산정에 이용하는 안전율은 다음과 같다.

상 시 : 3 지진 시 : 2

8.4.3 극한 수평지지력

극한 수평지지력은 그림 8.13과 같이 직선인 활동면의 전단저항력의 최솟값으로 다음 식으로 구한다.

Rq sin  cos ․tan

 cos  sin ․tan   ․

(8.16)

<그림 8.13> 활동면

제8-3편 교량 하부 구조물

515

극한 수평지지력은 활동면에서의 암반의 내력으로 이 값은 활동면에 접한 전단저항력의 수

평분력의 최솟값으로 한다. 저항면으로 그림 8.13에서 β각을 갖는 활동면을 고려하면, 극

한지지력은 활동면에 평행한 힘의 적합 조건으로부터 구한다.

Rq sinα - Wcosα = (Wsinα + Rqcosα)tanφ + C × A (8.17)

Rq 

sin  cos ․tan

 cos  sin ․tan   × 

(8.18)

위식의 W, A는 다음 식으로 구한다.

W   × V   ×









D

 sin′  

sin′․tan

× 

Z 

 

×sin ′  

sin′․sin

× Z  (8.19)

A = (D + ℓtanβ) ℓ (8.20)

=



 

D  sin′  

sin′․tan′

×



 

×sin ′  

sin′ × Z

여기서, γ : 암반의 단위체적중량(kN/m3)

극한 수평지지력의 계산에서 α값을 변화시켜 Rq의 최소 값을 구하는 것이 바람직하다.

8.4.4 소성화영역의 저항력

여기서, Rq : 극한 수평지지력(kN)

W : 활동면 보다 위의 지반 중량(kN)

A : 활동면의 면적(m2)

φ : 지반의 전단저항각( ﾟ)

C : 지반의 점착력(kN/m2)

α : 활동각으로 α = 45 + φ/2 + θ/2로 하면 된다.

β : 활동면이 벌어지는 각도

토사 · 연암 β = 30 + φ/3

경암 β = φ/3로 하면 된다.

소성화 영역의 극한저항력의 합력은 이 영역의 지반중량에 의하여 활동면에 생기는 전단 저항력으로

다음 식으로 구한다.

R 

sin  cos․tan

W cos  sin  tanB   C․A

(8.21)

제3권 교량

516

소성화 영역 즉 지반반력이 허용 수평지지력을 넘는 부분의 수평저항을 무시하여 설계하면

안전 측의 설계가 되나 대단히 비경제적이다. 실제로는 소성화 영역의 흙덩어리가 붕괴하지

않는 한 외력에 대하여 저항력을 가진다고 생각되므로 극한지지력과 같은 방법으로 소성화

영역의 저항력을 구하는 것으로 했다. 단, 소성화 후의 전단정수는 표 8.9와 같다.

<표 8.9> 소성화 후의 전단정수

토사 ~ 연암(CL) 중경암(CM 이상)

점착력 Co Co = C Co = 0

마찰각 φB φB = φ'(φ’ = φ, ≤ 30ﾟ) φB = 2/3φ'(φ’ = φ, ≤ 30ﾟ)

<그림 8.14> 탄성영역과 소성화 영역

Ro의 작용위치 ep는 다음 식으로 산정할 수 있다.

 











  D

 ․sin ′  

sin′․tan × Zo

 



× ZO (8.22)

여기서, Ro : 소성화 영역의 극한저항력 (kN)

Wo : 소성화 영역의 암반 중량 (kN)

Wo = W

αo : 극한 수평지지력을 일으키는 활동각

αo = α

φB, Co : 소성화영역과 탄성영역의 활동마찰각과 점착력으로 표 8.9와 같다.

제8-3편 교량 하부 구조물

517

8.5 저면지반의 허용 전단저항력

8.5.1 허용전단저항력

깊은기초 저면에서 허용 전단저항력은 다음 식으로 구한다.

Sa = 1/n × (CA’ + N tanφ) (8.23)

여기서, Sa : 기초저면에서 허용 전단저항력(kN)

C : 기초저면과 지반사이의 점착력(kN/m2)

φ : 기초저면 사이의 마찰각(도)

A' : 유효재하면적(m2)

N : 저면에 작용하는 연직력(kN)

n : 안전율

전단저항력은 기초저면과 지반사이의 점착력 및 마찰각이 지배하므로 이들 값은 지반조건,

시공조건 등을 충분히 조사하여 결정하는 것이 바람직하다.

일반적으로 기초저면과 지반사이의 점착력 및 마찰각(마찰계수)으로서, 표 8.10의 값을 사

용하여도 좋다.

<표 8.10> 마찰각과 점착력

조 건 마찰각 φB (마찰계수 tanφB) 점착력 CB

흙과 콘크리트 φB = 



φ CB = 0

암반과 콘크리트 tanφB = 0.6 CB = 0

8.5.2 안전율

깊은기초 저면의 허용 전단저항력 산정에 이용하는 안전율은 다음에 나타낸 값으로 한다.

상 시 : 3 지진 시 : 2

제3권 교량

518

8.6 인접기초의 영향

8.6.1 수평스프링에 대한 인접기초의 고려

깊은기초의 중심 간격에 따라 수평방향 지반반력계수를 보정해야 한다.

깊은기초의 중심 간격이 작아지고 깊은기초의 개수가 늘면 유효한 수평방향 지반반력계수

가 작아지는 것을 알 수 있으나, 영향 · 요인 또는 효과 등 아직 불명확한 것이 많다. 종래

깊은기초 중심 간격이 깊은기초 직경의 2.5배 이상이면 횡방향 지반반력계수를 저감시키지

않는 것이 일반적이다. 이것은 깊은기초의 응력 및 변위에 미치는 수평방향 지반반력계수의

영향이 비교적 작고, 수평방향 지반반력계수를 결정할 때 여유가 있다는 것 등에 따르는

것이다.

일본도로공단 시험소에서 시행한 실험결과에서는 깊은기초의 개수도 영향을 주지만, 깊은

기초의 중심 간격이 직경의 10배에서 이미 인접기초에 영향을 준다고 생각되고 있다. 이

결과를 포함하여 이 요령에서는 수평방향 지반반력계수를 다음 식에 따라 구하여도 좋은

것으로 하였다(그림 8.15 참조).

k = μko (8.24)

  

 D

P  (1열인 경우) (8.25)

  

 

D

P   D

P   (2열인 경우) (8.26)

여기서, k : 인접기초의 효과를 고려한 경우 수평방향 지반반력계수(kN/m3)

ko : 단독인 경우 수평방향 지반반력계수(kN/m3)

μ : 수평방향 지반반력계수의 저감계수

P1, P2 : 깊은기초의 중심간격(m)

D : 깊은기초 직경(m)

제8-3편 교량 하부 구조물

519

<그림 8.15> 수평방향 지반반력계수의 저감률

8.7 지반반력, 단면력 및 변위량의 계산

8.7.1 계산법

(1) 깊은기초는 비탈면의 영향을 고려한 탄성 지반상 연속보로서 취급한다.

(2) 축방향 인발력에 대해서는 깊은기초 자중만으로 저항하는 것을 원칙으로 한다.

(1)에 대하여

설계방법은 전자계산기의 사용을 전제로 하여 탄성지점으로 지지된 보로서 해석하는 것으로

한다. 비탈면의 경우 수평방향 지반반력계수는 수평지반에서의 값을 다음 식으로 보정하여

구하여도 좋다.

Kh = 0 (0 ≤ α ＜ 0.5)

Kh = (0.3 log10 α + 0.7) ko (0.5 ≤ α ≤ 10) (8.27)

Kh = ko (α ＞ 10)

여기서, Kh : 비탈면을 고려한 수평방향 지반반력계수(kN/m3)

α : 비탈면까지의 수평 덮개와 깊은기초 직경의 비, 단 αmax = 10으로 한다.

ko : ʻ8.2 설계지반정수ʼ에 따라 구하여진 수평지반에 관한 수평방향 지반반력계수

(kN/m3)

제3권 교량

520

설계지반면

<그림 8.16>

윗 식은 비탈면에서의 기초 덮개의 두께(기초에서 비탈면까지의 수평거리)의 영향을 유한요

소법을 이용해서 계산한 것으로 수평지반의 탄성계수만 모르는 경우의 계산식이다. 탄성받침

상의 보계산에서 필요한 스프링은 아래 식에 따라 구한다.

(가) 수평스프링(Kh)

Kh = kh × D × ΔL (8.28)

여기서, Kh : 비탈면 및 인접기초의 영향을 고려한 수평방향 지반반력계수(kN/m3)

D : 깊은기초 직경(m)

Δℓ : 스프링 간격길이(m)

<그림 8.17>

[단, 스프링 간격길이(ΔL)에 대해서는 500 mm를 표준으로 한다.]

제8-3편 교량 하부 구조물

521

(나) 저면연직 스프링(Kv) : 전단면 유효인 경우

Kv = Kv × A (8.29)

여기서, Kv : 연직지반 반력계수(kN/m3)

A : 기초 저면적(π･D2/4)(m2)

(다) 저면회전 스프링(Kr) : 전단면 유효인 경우

Kr = Kv × I (8.30)

여기서, I : 기초저면의 단면 2차모멘트(π･D4 /64)(m4)

(라) 저면전단 스프링(Ks) : 전단면 유효인 경우

Ks = Ks × A (8.31)

여기서, Ks : 전단스프링정수

A : 기초 저면적

수평스프링 위치에서 지반반력, 저면에 작용하는 연직지반반력 및 전단저항력은 식

8.32, 8.33, 8.34에 따라 구한다.

(a) 수평지반반력

Ri = Khi × δi (8.32)

여기서, Ri : 수평스프링 위치에서의 수평지반반력(kN)

Khi : 수평스프링(kN/m3)

δi : 수평변위(m)

(b) 연직지반력

q  A

N

± I

M

× 

D

(8.33)

여기서, q : 연직지반반력(kN/m2)

N : 저면에 작용하는 연직반력(kN)

M : 저면에 작용하는 모멘트(kN·m)

A : 저면적(m2 )

I : 저면의 단면 2차모멘트(m4)

D : 저면의 직경(m)

지반반력의 한쪽이 부(-)로 되는 경우는 ʻ8.1.4 하중분담ʼ 규정에 따라 유효 재하면적

으로 연직지반반력을 수정해야만 한다.

제3권 교량

522

(c) 전단저항력

SB = Ks × δB (8.34)

여기서, SB : 저면에 작용하는 전단저항력(kN)

Ks : 저면의 전단스프링(kN/m)

δB : 저면의 수평변위(m)

작용합력이 저면의 핵외에 있는 경우는 ʻ8.1.4 하중분담ʼ의 규정에 따라 전단저항력을

수정해야 한다.

8.7.2 급경사면의 교대, 교각에 의한 하중분담

급경사면 방향의 설계는 교각 높이차의 영향, 받침조건에 따른 영향 등을 고려하여 하중을 분담시

킨다.

급경사면의 하부구조는 벽식, 라멘식 모두 경사면의 산쪽과 계곡쪽의 교각 높이차, 상부구

조의 받침조건 및 깊은기초 축 주위의 회전방향 구속조건에 따라 부재 및 깊은기초부에 생

기는 단면력이 다르므로 각 부재에서 안전설계가 되도록 검토할 필요가 있다. 또 깊은기초

의 설계에서는 면내방향 보다 오히려 면외방향이 위험측이 되는 경우가 있으므로 주의할

필요가 있다. 면외방향의 설계에 있어서는 교각 높이차 및 받침조건 등의 영향에 따라 하부

공에 생기는 단면력이 크게 다르므로 일반적으로 다음 조건으로 설계하면 된다.

(가) 받침의 구속을 고려한다.

δ1=δ2로 하여 산쪽에서 상부공 수평력 P를 많이 분담하는 경우에 대하여 고려한다. 이

경우에도 계곡 쪽이 분담하는 상부수평력은 전체의 1/2을 하회하지 않는 것으로 한다.

(나) 받침의 구속을 무시한다.

δ1≠δ2로서 비틀림이 생기는 경우를 고려한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

523

<그림 8.18> 급경사면에서의 하중분담

8.8 깊은기초의 설계

8.8.1 기초의 설계직경

깊은기초의 설계직경은 원칙적으로 횡방향력 지반조건 및 경제성 등을 고려하여 결정한다.

깊은기초의 직경을 표현하는 용어로 굴착직경, 공칭직경, 설계직경 등이 있다. 설계직경은

깊은기초 본체의 설계계산에 고려하는 유효단면을 나타내는 것으로 흙막이판 즉 라이너 플

레이트의 내경으로 한다. 공칭직경은 일반적으로 그림 8.19와 같다. 설계직경은 공칭직경

보다 약 50 mm 작다. 굴착직경은 라이너 플레이트의 외경을 말하는 것이 일반적이나 실제

로 굴착하는 직경은 지반의 형상 또는 시공자의 기술 등에 따라 이보다 수 mm 큰 것이 보

통으로 이 직경을 나타낸다.

일반적으로 직경과 깊이와의 관계는 직경이 ∅2 m에 20 m 정도, ∅3 m에 30 m 정도이다.

굴착 깊이는 40 m 정도가 한계이다. 현재 사용되고 있는 깊은기초의 직경은 라이너 플레이

트를 사용할 경우 5 ~ 6 m까지이다. 최근 특수한 흙막이 공법에 의하여 대구경의 깊은기초

를 시공하는 사례가 증가하고 있다. 따라서 깊은기초의 직경과 개수의 결정은 상부구조의

규모 및 구조를 고려하여 비교 검토할 필요가 있다.

제3권 교량

524

<그림 8.19> 깊은기초 공법과 깊은기초 직경

8.9 구조세목

8.9.1 철근의 덮개

주철근의 배치는 다음을 기준으로 한다.

<표 8.11>

<그림 8.20> 주철근의 배치

구 분 그림 7.20에서 d의 최소치수

흙막이재 매설할 경우 100 mm

흙막이재 철거할 경우 250 mm

흙막이재를 철거할 경우 최소덮개 250 mm는 주철근 중심까지의 거리를 말한다.

8.9.2 주철근

(1) 주철근은 이형봉강을 사용하는 것으로 하고 간격은 다음을 표준으로 한다. 또 주철근에는 갈고리

를 붙이지 않아도 좋다.

<표 8.12>

항 목 최 대 최 소

직 경 - D22

순 간 격 300 mm 철근직경의 2배 이상 또는 조골재 최대치수의 2배 이상

(2) 주철근은 휨모멘트 최대위치에서 말뚝 머리부까지 변화시키지 않아도 된다.

제8-3편 교량 하부 구조물

525

(1) 주철근의 최대직경은 부착성 및 가공성을 고려하여 D32까지의 것이 많이 사용되고 있다.

또 최소직경은 철근 시공 시 필요한 강성을 고려하여 정했다.

이 조항의 주철근 최소 순간격은 흙막이재를 묻어버리는 경우이고 흙막이재를 철거하는 경

우는 200 mm 정도 확보할 필요가 있다.

(2) 휨모멘트의 최대값 및 위치는 지반정수 값에 따라서 변하므로 안전을 위해 위와 같이 하기로

한다.

또 휨모멘트의 최대위치 보다 아래방향에 대해서는 Mmax/2의 위치로 변화시킨다. 또 Mmax/2

보다 깊은 곳의 단면 변화위치는 이 편 ʻ6.6.4 현장타설 콘크리트 말뚝ʼ의 규정에 준하는 것으

로 한다.

8.9.3 띠철근

띠철근은 본체에 생기는 전단응력에 대해서 안전하도록 설계해야 한다. 철근직경은 D16 이상, 중심간

격 300 mm 이하로 하고 깊은기초와 기초의 결합부 등 응력이 큰 곳에는 조밀하게 배치한다. 또, 속

빈부가 있는 대구경의 기초는 ʻ도로교설계기준(2010) 5.7.8 케이슨 본체의 설계ʼ에 따라 설계한다.

시공 시 철근망의 변형방지, 완성 시 말뚝에 작용하는 비틀림모멘트 등을 고려하여 최소직

경을 D16로 했다. 깊은기초 머리부 등 응력이 큰 곳에서는 깊은기초 머리부에서 아래쪽으

로 깊은기초 직경(D)의 범위까지 띠철근 간격을 주철근 간격 또는 150 mm 정도로 하는

것이 좋다.

8.9.4 기초와의 결합

(1) 깊은기초의 주철근은 확대기초에 충분히 매입하여 정착시킨다.

(2) 확대기초에 매입되는 부분의 깊은기초의 주철근 정착부에는 띠철근을 조밀하게 배치한다.

(1) 깊은기초는 일반적으로 깊은기초 및 확대기초로 된 골조로 해석하므로 깊은기초의 주철근은

기초 상면까지 연장하여 정착시키는 것이 좋다.

(2) 확대기초에 매입된 부분의 띠철근 배치는 ʻ8.9.3 띠철근ʼ의 깊은기초 머리부 부근의 배치에

준한다.

제3권 교량

526

8.10 흙막이공의 설계

8.10.1 라이너 플레이트의 설계

(1) 설계토압

라이너 플레이트에 작용하는 토압은 원주에 균등히 작용하는 것으로 하고 편토압은 고려하지 않기

로 한다. 토압은 다음 식으로 구한다.

P = Ks(γm × h + ω) (8.35)

여기서, P : 토압강도(kN/m3)

Ks : 정지 토압계수

γm : 각 토층의 평균 단위체적 습윤중량(kN/m3)

h : 지표면에서의 깊이(m)

ω : 재하하중(kN/m2)

단, h = 15 m 보다 깊은 곳의 토압증가는 없는 것으로 한다.

(2) 재질 및 허용응력

(가) 라이너 플레이트 재질은 ʻKS D 3501'(연강압연강판 및 강대) 1종 SHP1, 'KS D 3503'(일반

구조용 압연강재)1종 SS235[SS330], 또는 이들과 동종 이상의 것으로 한다.

(나) 조립 볼트의 재질은 ʻKS B 1002'(육각볼트)의 4T 또는 이들과 동종 이상의 것으로 한다.

(다) 라이너 플레이트의 허용응력은 150MPa로 한다.

(3) 설계 계산법

라이너 플레이트는 단면에 균등한 토압이 작용하는 것으로 하여 다음 검토를 한다.

(가) 원주단면의 좌굴에 대한 검토

(나) 원주단면의 압축응력에 대한 검토

단 직경에서 3.5 m 이상의 라이너 플레이트에 대해서는 조립오차나 편토압 등에 의해서 다

소 타원형상을 띠는 경향을 무시할 수 없으므로 휨응력을 검토하기로 한다.

(1) 라이너 플레이트에 작용하는 토압에는 각종 이론식이 있지만, 실제 토압분포는 토질 · 지형

· 흙의 수평 아치작용 등으로 정확히 결정하는 것은 곤란하고, 비교적 실용적인 윗 식을 사

용하기로 한다.

또 라이너 플레이트는 안정지반 중에 설치하는 것과 경사면상에 평지를 만들어 작업하며, 라

이너 플레이트는 휨성 구조물이므로 약간의 편토압을 받아도 거의 균등하게 재분배되는 점을

고려해서 토압은 라이너 플레이트 원주에 균등하게 작용하는 것으로 하고 편토압은 설계에

고려하지 않기로 한다.

그러나 지형 · 지질에 따라서는 편토압이 생기는 경우도 있고, 또 대구경의 깊은기초(직경

제8-3편 교량 하부 구조물

527

3.5 m 이상)로 되면 편토압이 크게 되므로 H형강에 의한 링이나 연직의 형강을 사용하여

안전하게 해야 한다.

또한 시공 시 발파 등에 의하여 쇄석의 낙하가 예상되는 경우에는 라이너 플레이트(최소두께

t = 2.7 mm) 또는 모르타르에 의한 낙성방지처리를 하기로 한다.

(2)에 대하여

(가) 라이너 플레이트의 재질은 ʻKS D 3501', 'KS D 3503'을 기초로 한다.

(나) 라이너 플레이트의 이음은 겹이음으로 하고, 볼트에서 전단의 발생은 적으므로 4T로 했다.

(다) 라이너 플레이트의 허용응력은 영구구조물로서 사용하는 경우는 100MPa로, 하고 깊은

기초에서 가설재로 사용하는 경우 50％를 할증하여 150MPa로 하였다.

(3)에 대하여

(가) 좌굴에 대한 검토는 다음 식으로 구하고 Pa가 설계토압을 넘도록 한다.

Pa  r

EI

(8.36)

여기서, Pa : 허용좌굴하중(kN/m2)

E : 강의 탄성계수 = 2.1 × 105(kN/m2)

I : 라이너 플레이트의 단위깊이 당 단면 2차모멘트(m4/m)

r : 라이너 플레이트의 반지름(m)

정수압을 받는 원주단면에 등분포하중이 작용하고 있는 상태에서 좌굴을 일으키는 한계

좌굴하중은 다음 식으로 주어진다.

Pa  r

EI

(8.37)

한편 흙속에서의 원주단면은 타원형상으로 좌굴하려고 할 때 지반반력이 생겨 쉽게 좌굴

이 일어나지 않는다. buison과 prevost의 실험에 의하면 흙속에서의 한계 좌굴하중은

정수압을 받을 때의 3 ~ 9배라고 하는데 라이너 플레이트는 주변부가 원지반과 부분적으

로 접촉되어 있고, 또 라이너 플레이트의 이음효율 등의 안전을 고려해서 허용하중은 식

8.36으로 했다.

제3권 교량

528

(나) 등분포 토압이 작용할 때 라이너 플레이트에 작용하는 압축력은

N = q × r (8.38)

여기서, N : 압축력(kN/m)

q : 등분포 토압(kN/m2)

r : 라이너 플레이트 반지름

따라서 라이너 플레이트에 발생하는 압축응력을 다음 식으로 구하고 응력이 허용응력 이

내인 가를 검토한다.

fc  A

N

(8.39)

여기서, fc : 라이너 플레이트의 압축응력(kN/m2)

A : 라이너 플레이트의 단위 깊이 당 단면적(m2/m)

(다) 휨모멘트를 고려할 경우

최대 휨모멘트는 다음 식으로 산출한다.

Mmax  q × r × 

  Pcr

q

 (8.40)

여기서, Mmax : 최대 휨모멘트(kN·m/m)

δo : 반지름방향의 최대 비틀림(m)

δo = 0.01·r을 취한다.

압축력은 일정하므로,

N = q × r (8.41)

최대 압축응력을 구하려면 최대 휨모멘트에 의한 응력과 압축력에 의한 응력을 합성하면

되고, 이 합성응력이 허용응력 내에 있는 가를 검토한다.

fe  Z

Mmax

 A

N

(8.42)

여기서, Z : 라이너 플레이트의 단위 깊이 당 단면계수(m3/m)

A : 라이너 플레이트의 단위 깊이 당 단면적(m2/m)

(라) 보강 링을 사용하는 경우

직경이 크고 깊이가 깊어지면 라이너 플레이트만으로는 강도가 부족하다. 이러한 경우

제8-3편 교량 하부 구조물

529

H형강으로 보강하기도 한다. 계산에 이용하는 단면성능은 라이너 플레이트에 보강재의

단위 깊이 당 단면성능을 합성한 것으로 하고 허용응력은 150 MPa로 한다. 또 라이너

플레이트와 보강재의 설치는 그림 8.21과 같이 한다.

조립볼트

보강재

라이너

플레이트

<그림 8.21> 보강재의 설치

(마) 단면성능

(a) 라이너 플레이트의 단면성능은 표 8.13과 같다.

(b) 보강 링의 단면성능은 표 8.14와 같다.

<표 8.13> 라이너 플레이트의 단면 성능 (단위 : m당)

판두께(mm) 단면적(mm2) 단면 2차 모멘트(mm4) 단면계수(mm3)

2.7 3,976 1.410 × 106 4.598 × 104

3.2 4,712 1.676 × 106 5.430 × 104

4.0 5,886 2.104 × 106 6.750 × 104

4.5 6,622 2.374 × 106 7.574 × 104

5.3 7,790 2.808 × 106 8.870 × 104

6.0 8,820 3.194 × 106 1.001 × 105

7.0 10,290 3.752 × 106 1.162 × 105

<표 8.14> 보강 링의 단면능

크 기(mm)

단 면 적

(mm2)

단면 2차 모멘트(mm4) 단 면 계 수(mm3)

Ix Iy Zx Zy

H - 125 × 125 × 6.5/9 3,031 8.47 × 106 2.93 × 106 1.36 × 105 4.70 × 104

H - 150 × 150 × 7/10 4,014 1.640 × 107 5.63 × 106 2.19 × 105 7.51 × 104

제3권 교량

530

<그림 8.22> 보강 링의 단면

(바) 허용외압표

참고로 직경별 허용외압을 표 8.15에 나타낸다.

8.10.2 기타 공법

라이너 플레이트 이외의 흙막이공을 사용하는 경우 지반의 상황 외에 구조상의 특징을 충분히 고려하

여 공벽의 안전을 확보해야 한다.

흙막이공으로서 라이너 플레이트 이외의 특수한 공법을 사용하는 경우 이들의 설계기준은

아직 정하여져 있지 않으므로 충분한 검토가 필요하다.

최근에는 spray concrete와 rock bolt에 의한 흙막이공의 실적이 증가하고 있는데 예를

그림 8.23에 제시하였다.

<표 8.15> 라이너 플레이트의 허용외압

말뚝직경(m)

라이너

플레이트

판두께(mm)

보강링 좌굴에 대한

허용의 외압

(kN/m2)

압축응력에 대한

허용외압

(kN/m2)

휨모멘트를

고려할 때

SIZE(mm) 간격(mm) 허용외압(kN/m2)

1.5

2.7 1,400 795.2

3.2 1,668 942.4

4.0 2,094 1,177

2.0

2.7 592.3 596.4

3.2 703.8 706.8

4.0 883.7 883.2

2.5

2.7 477.1

3.2 360.3 565.4

4.0 452.4 706.6

3.0

2.7 175.5 397.6

3.2 208.5 471.2

4.0 261.8 588.8

제8-3편 교량 하부 구조물

531

말뚝직경(m)

라이너

플레이트

판두께(mm)

보강링 좌굴에 대한

허용의 외압

(kN/m2)

압축응력에 대한

허용외압

(kN/m2)

휨모멘트를

고려할 때

SIZE(mm) 간격(mm) 허용외압(kN/m2)

3.5

3.2

131.3 403.9 99.4

H - 125

2.0 463.2 533.8 229.1

1.5 573.8 577.1 265.3

1.0 795.1 663.7 333.7

4.0

164.9 504.7 124.1

H - 125

2.0 496.8 634.6 257.8

1.5 607.4 677.9 291.2

1.0 828.7 764.5 366.2

4.0

3.2

88.0 353.4 72.7

H - 125

2.0 310.3 467.1 176.8

1.5 384.4 505.0 206.4

1.0 352.6 580.7 262.5

4.0

110.5 441.6 90.8

H - 125

2.0 332.8 555.3 197.7

1.5 406.9 593.2 225.0

1.0 555.1 668.9 286.4

4.5

3.2

61.8 314.1 54.6

H - 125

2.0 217.9 415.2 138.8

1.5 270.0 448.9 163.2

1.0 374.1 516.2 209.7

4.0

77.6 392.5 68.3

H - 125

2.0 233.7 493.6 154.4

1.5 285.8 527.3 177.0

1.0 389.9 594.6 227.5

5.0

3.2

45.0 282.7 42.0

H - 125

2.0 158.9 373.7 110.7

1.5 196.8 404.0 130.9

1.0 272.7 464.6 169.7

4.0

56.6 353.3 52.5

H - 125

2.0 170.4 444.2 122.6

1.5 208.3 474.5 141.4

1.0 284.2 535.1 183.2

제3권 교량

532

<그림 8.23> 굴착지지공 구성도(예)