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 8-4 편 내진 설계

 

제2권 교량

580

4.1 기초 및 교대의 내진설계

4.1.1 적용범위

이 절은 기초 및 교대의 내진설계에 관해서만 다룬다. 따라서 구조물들은 지진으로 인한 하중 이외의

일반적인 수평 및 수직하중에 대해서는 충분히 견딜 수 있도록 설계된 것으로 간주한다.

이 절에서는 교량의 기초 및 교대의 내진설계에 대한 규정을 다룬다. 지진구역Ⅱ에 위치하

는 내진Ⅱ등급교에 대한 별도의 내진설계 규정은 없다. 이 설계 기준은 지진 하중이외의 수

직 및 수평 하중에 대하여 충분하게 지지할 수 있도록 설계된 것을 전제로 한다. 이런 전제

조건은 기초를 위한 조사의 범위, 성토, 사면안정, 기초지반의 지지력 및 수평토압, 배수,

침하, 말뚝기초의 요건 및 지지력 등에 대한 기준을 망라한다.

4.1.2 기초

(1) 조사

지진구역 Ⅰ에서는, 평상시 설계에 필요한 조사 이외에 지진에 대한 (1)사면의 불안정, (2)액상화,

(3)성토지반의 침하, (4)수평토압 증가와 관련된 지진 피해 가능성 판단과 내진설계에 필요한 조사

를 추가해야 한다. 이때 최대지반가속도는 암반지반(S1)의 경우에는 유효수평지반가속도(S), 토사

지반(S2 ~ S5)의 경우에는 유효수평지반가속도(S)에 1.8.2(3)의 단주기지반증폭계수( )를 곱한 값

또는 부지고유의 지반응답해석결과로 한다.

(2) 액상화

(가) 액상화 검토에 필요한 기본적인 자료는 다음과 같다.

(a) 지질 및 지형에 대한 자료

(b) 입도분포, 밀도, 지하수위

(c) 현장 시험(예, 표준관입 시험치)이나 실내시험(반복전단시험) 자료

(d) 설계 지진 규모(최대 지반가속도와 지속시간)

4. 설계

제8-4편 내진 설계

581

(나) 예비평가는 수집한 자료에 근거하여 지반의 액상화 가능성에 대해 개괄적으로 판단하는

것으로서 액상화 가능성이 없는 경우에는 액상화 평가를 생략하고 가능성이 있는 경우에

는 간편예측법 또는 상세예측법을 적용하여 평가한다.

(다) 간편예측법에서는 표준관입시험의 N값, 콘관입시험의 qc값과 전단파속도 Vs값 등과 같

은 현장시험결과를 이용하고, 상세예측법에서는 실내 반복시험 결과를 이용한다.

(라) 액상화 발생 가능성은 다음 값으로 정의되는 안전율(FSL)로 평가한다.

FSL  CSR

CRR

  dv′ lv′

(4.1)

여기서, CRR : 대상 현장에서 액상화를 유발시키는 전단저항응력비(′)

CSR : 지진에 의해 발생되는 진동전단응력비(′)

(마) 간편예측법에 의해 안전율이 1.5 이상이면 액상화에 대해 안전하다고 판단하며, 1.0 미

만인 경우에는 액상화가 발생한다. 액상화 발생시 액상화를 고려한 설계와 필요시 대책

공법을 적용한다. 안전율이 1.0 이상 1.5 미만인 경우에는 상세평가를 수행한다.

(바) 상세예측법에 의한 기준안전율은 1.0이다.

(3) 기초설계

기초는 등가정적 또는 동적해석을 수행하여 기초 구조체의 최대 응력 또는 단면력, 상부 구조의

최대 변위 그리고 기초의 전도, 활동, 침하 및 지지력을 검토한다.

(가) 얕은기초에 대한 등가정적해석

① 얕은 기초에 작용하는 등가정적하중은 기초 지반과 상부구조물의 응답특성을 고려하여 결

정 한다.

② 얕은 기초는 미끄러짐, 지지력, 전도에 대하여 안전해야 하고, 변형 및 침하량이 허용치를

넘지 않아야 된다.

③ 기초지반이 액상화가 발생할 수 있는 지반이라면 적절한 액상화 대책공법을 적용해야

한다.

(나) 말뚝기초에 대한 등가정적해석

① 말뚝기초 등가정적해석에서는 기초 지반과 상부구조물의 특성을 고려하여 지진하중을 말

뚝 머리에 작용하는 등가정적하중으로 환산한 후 정적해석을 수행한다.

② 등가정적하중을 말뚝머리에 작용시키고 군말뚝 해석을 수행하여 각 말뚝에 작용하는 하중

을 산정한다. 이때, 가장 큰 하중을 받는 말뚝을 내진성능평가를 위한 말뚝으로 선정하고,

등가정적해석을 수행한다.

(다) 동적해석

① 기초에 대한 동적해석이 필요한 경우에는 기초와 지반, 구조물의 상호작용을 고려하는 동

적 해석방법을 사용할 수 있다.

② 현장시험과 실내시험으로부터 얻은 지반의 물성치와 기초의 제반사항을 고려하여 기초를

스프링으로 모델링 한 후, 설계지진하중으로 전체 구조물에 대한 응답해석을 실시하여 기

초에 작용하는 하중을 결정하고 이를 사용하여 기초의 안정성을 검토한다.

제2권 교량

582

(1) 말뚝 설계 시 특별히 요구되는 사항

지반과 교량의 응답 특징들이 불확실하기 때문에 말뚝 기초 체계에는 내진설계 시 말뚝의

일반 설계 시 요구조건 이외에 부수적인 요구조건들을 만족시켜야 한다.

(2) 예비평가는 대상지반의 입도분포로부터 액상화 발생 가능성을 판정하며 액상화 발생 가능성

이 있는 지반으로 판정되면 액상화를 평가한다.

액상화 지역의 지반거동을 해석적이나 물리적으로 모형화하기 어려우므로 Seed와

Idriss(1971)의 간편법에 기초한 방법을 통해 액상화에 대한 안전율을 평가한다. 지진력을

표현하는 진동전단응력비(′)는 지진응답해석을 수행하여 산정하며, 이때 사용하는 지진

파는 장주기 성분과 단주기 성분이 우세한 지진 모두를 고려할 수 있도록 선택한다. 액상화

전단저항응력비(′)는 현장시험결과로부터 얻은 표준관입시험의 N값, 콘관입시험의 qc

값과 전단파속도 Vs값 등을 이용하여 산정할 수 있다.

상세예측법에서는 지진응답해석과 실내 진동삼축시험을 이용하여 액상화를 평가한다. 지진

응답해석은 간편예측법과 동일한 방법으로 할 수 있으며, 이때 지반의 동적물성 특성은 공진

주시험 또는 진동삼축시험 등의 실내시험을 이용하여 얻은 값을 이용한다. 전단저항응력비는

(4) 말뚝설계시 특별 요구 사항

지반과 말뚝의 불확실한 응답특성을 고려하여 말뚝의 내진설계에서는 일반 설계에서의 요구 조건

이외에 다음의 요구조건을 만족시켜야 한다.

(가) 내진설계에서는 극한지지력 개념을 사용하며 설계지진하중에 대하여 충분한 지지력을 확보해

야 한다.

(나) 말뚝은 파일캡에 적절히 연결해야 한다.

(다) 콘크리트로 채운 말뚝에 특별한 정착장치를 설치하지 않는 경우에는 말뚝으로 인발력이 전달

될 수 있도록 충분한 길이의 철근을 매입하여 정착해야 한다.

(라) 속채움이 없는 강관말뚝, 나무말뚝, 강말뚝은 말뚝의 허용지지력의 말뚝의 허용지지력의

10% 이상인 인발력이 전달될 수 있도록 정착해야 한다.

(마) 보강철근은 말뚝과 파일캡을 일체로 하며 하중전달을 용이하게 하기 위해서 파일캡까지 연장

되어야 한다.

(바) 기둥이 지표면 위에서 휨모멘트에 의하여 항복하기 이전에 말뚝이 지표면 아래에서 파괴되지

않도록 해야 한다.

(사) 깊은 기초의 경우 지진으로 인한 수직 및 수평변위를 고려하여 이음부의 안전성을 추가로 검

토해야 한다.

제8-4편 내진 설계

583

진동삼축압축시험을 수행하여 산정한다. 상세예측법에 의한 안전율이 1.0 이상인 경우 액상

화에 대하여 안전한 것으로 판정하며, 1.0 미만인 경우에는 대책공법을 수행하거나 감소된

지반물성 상태하에서의 지반-구조물 상호작용에 따른 거동분석을 실시하여 상부구조물이 액

상화 지반상에서 안전함을 검토해야 한다. 또한 대책공법이 결정되면 공법 시행 후의 지반을

대상으로 액상화 평가를 재수행해야 한다.

(3) 기초구조물에 대한 내진해석은 등가정적 해석방법, 동적해석방법 등을 사용한다.

(가) 얕은 기초의 등가정적해석

기초에 작용하는 등가정적하중은 기초지반과 상부구조물의 응답특성을 고려하여 결정하

며, 해석 후 미끄러짐, 지지력, 전도, 침하량 및 기초 본체의 응력에 대해 안전성을 검토

해야 한다. 이들에 대한 허용값은 다음과 같다.

미끄러짐 지지력 전도 침하량

1.2 2.0 편심 ＜ 기초폭/3 허용침하량 이하

(나) 말뚝의 등가정적해석

말뚝기초의 등가정적해석법은 기초지반과 상부구조물의 특성을 고려하여 지진하중을 말

뚝머리에 작용하는 등가의 정적하중으로 치환한 후 정적해석을 수행한다. 구조물의 평형

조건을 만족하도록 지진 시 기초의 지진하중(연직반력, 수평반력 및 모멘트)을 결정한다.

무리말뚝의 기초의 경우, 무리말뚝 해석을 통하여 구조물의 하중을 각 단일말뚝에 분배

하고, 이때 가장 큰 하중을 받는 단일말뚝에 대하여 등가정적해석을 수행한다.

말뚝에 축직각방향 하중과 휨모멘트가 작용할 때 말뚝에 발생하는 최대모멘트는 말뚝머

리가 자유인 경우에는 말뚝 중간에서 최대모멘트가 발생하고 말뚝머리가 고정된 경우에

는 말뚝 중간에서 발생한 최대모멘트 보다 큰 말뚝머리 모멘트가 발생할 수 있다. 말뚝에

발생한 최대모멘트에 대하여 응력을 계산하고 안전성을 검토한다.

(다) 동적해석

일반적인 경우에는 지반-말뚝 상호작용을 고려하지 않는 쪽이 더 보수적인 결과를 주기

때문에 특수한 상황에서만 동적해석을 수행한다.

기초구조물은 상부구조와 상호관계를 고려하여 해석을 수행하고, 기초구조물에서 독자적

인 동적해석이 필요한 경우에는 말뚝기초에서 지반-구조물 상호작용을 동시에 고려하는

제2권 교량

584

경우이며 이때는 동적해석 방법 중에서 지반가속도-시간이력관계 해석법을 이용한다.

지진 시 구조물의 동적거동을 보다 정확하게 반영하기 위해 기초를 고정단이 아닌 스프

링으로 치환하여 기초와 지반의 상호작용을 고려하여 해석할 수 있다. 이러한 동적해석

에서는 현장시험과 실내시험에서 얻은 지반의 특성치를 적용한다.

(4) 말뚝설계 시 특별 요구사항

말뚝은 지진 시 발생하는 모멘트와 전단력에 대하여 충분한 연성을 확보하는 거싱 바람직하다.

(가) ~ (라)는 말뚝의 요구조건으로 내진설계에서는 말뚝의 극한지지력 개념을 적용하는 것이

타당하고, 말뚝의 극한지지력은 말뚝의 변위발생 시 말뚝 본체에 작용하는 응력을 검토

하여 결정해야 한다. 정밀한 해석을 위해 반복되는 횡방향 하중으로 인한 지반 지지력의

감쇠현상을 고려하는 것이 바람직하다. 모든 말뚝은 작용하는 인발력에 저항할 수 있도

록 하되 어떤 경우에라도 말뚝 허용지지력의 10% 이상의 인발력에 저항할 수 있도록

설계하여 예상치 못한 현상에 대비하도록 하였다.

(마) 말뚝과 확대기초의 결합부를 말뚝머리 고정으로 설계하면 수평변위량에 따라 설계가 지

배되는 경우에 유리하고, 부정정차수가 커지므로 지진에 대한 안전성이 커진다. 따라서

내진설계 시는 말뚝머리 고정을 원칙으로 하였다.

(바) 말뚝이 지상으로 노출되거나 말뚝과 기둥이 연속 타설되는 구조를 갖는 경우 최대모멘트

발생지점이 지상에 나타나도록 설계하여 유지관리나 보수가 용이하도록 하는 것이 바람

직하다. 정밀한 설계를 위해 최대 모멘트의 결정은 말뚝을 포함한 상부구조물의 거덩과

지반 저항력의 상호작용을 고려하여 결정하는 것이 바람직하다. 이때의 철근은 1.8.3의

기둥에 대한 철근 배근 규정을 따르도록 한다.

4.1.3 연직방향의 설계기준면의 결정

(1) 연직방향의 설계기준면은 지반과 부재 간의 상대변위가 없는 면으로 한다.

(2) 직접기초는 기초의 중심을, 우물통 기초는 기초상면을 설계기준면으로 한다.

(3) 횡방향 강성이 작고 유연성이 큰 기초를 갖는 경우에 설계기준면은 지반과의 상대변위가 없는 곳

을 설계기준면으로 하되, 기초의 비탄성 거동을 고려할 경우 기초지반의 변형의 영향을 지반스프

링으로 대치할 수 있다.

(4) 연약한 점성토 및 실트질층 또는 액상화된 사질토 층으로 내진설계상 토질정수를 고려할 수 없는

지층이 있는 경우, 설계기준면은 그 층의 하단으로 한다.

제8-4편 내진 설계

585

설계지반면이란 지진력으로 관성력이 구조물에 외력으로 작용되는 가상적인면이다. 내진설

계는 상대변위(relative displacement), 속도(Pseudo-velocity), 가속도(Pseudo-accel)

에 의한 부재의 힘- 변위 관계를 이용한 설계로, 연직방향 해석범위인 가상적인 경계면 즉,

설계기준면은 지반과 부재 간의 상대변위가 없는 면으로 하였다. 따라서 직접기초는 기둥

순간격 내의 질량 고려를 위해 기초중심을 설계기준면으로 하며, 우물통 기초와 같이 기초

부의 횡방향 강성이 기둥 또는 교각의 강성보다 현저히 큰 경우는 분리해석 방법을 적용하

여 설계기준면을 기둥과 기초의 연결부로 하고, 기둥하단에 1 : 3이상의 헌치가 있는 경우는

헌치상단을 설계기준면으로 한다. 또한 연약지반 또는 지반액상화가 예상된 지층은 무시하

고 설계기준면을 산정한다. 이때 기초는 지지층에 충분한 근입깊이를 확보해야 한다.

4.1.4 교대

(1) 일반사항

지진 시에 교대의 파괴나 변위에 의한 교량의 손상 또는 파괴가 빈번히 발생하므로 지진지역 내

에 설치되는 교대의 설계 및 세부설계는 신중하게 실시되어야 한다.

(2) 독립식 교대

(가) 독립식 교대의 설계에서는 지진에 의한 수평토압, 교대의 관성력과 더불어서, 상부 구조물이

자유롭게 미끄러질 수 없는 받침으로 지지되는 경우에는 상부구조물로부터 전달되는 지진력

을 함께 고려해야 한다.

(나) 지진 시에 독립식 교대에 작용하는 토압은 Mononobe-Okabe에 의하여 개발된 등가정적해

석법으로 계산할 수 있으며 이때 토압은 교대의 배면에 균등하게 분포하고 그 합력은 교대

높이의 1/2에 작용하는 것으로 가정한다.

주동토압

PAE = 1/2 · KAE · γ · H2 · (1 - Kv) (4.2)

여기서, KAE는 지진 시 주동토압계수로서

KAE 

coscoscos      ×  

cos     ․ cos   

sin ø  ․ sin ø     

cos ø     

(4.3)

수동토압

PPE = 1/2 · KPE · γ · H2 · (1 - Kv) (4.4)

여기서, KPE 는 지진 시 수동토압계수로서

제2권 교량

586

(1) 지진으로 인한 큰 수평토압과 교량구조물 자체의 큰 종횡의 관성력 전달에 의한 교대 뒤채움

흙의 침하, 그리고 교대의 변위에 의한 교대의 피해 또는 교량상판의 피해 때문에 교량의

기능이 상실되기도 한다. 그러므로 교대는 교량의 내진설계 과정 전체에 걸쳐서 중요한 과정

이다. 교대의 설계요소들은 교량지반, 교량경간, 하중크기에 좌우된다. 또한 교대의 형태는

독립식중력벽, 캔틸레버벽, 타이백벽 및 일체식 칸막이(diaphragm)가 있다. 교량을 지지하

는 기초는 연속기초나, 연직말뚝 또는 경사말뚝을 사용한다. 상부구조물과의 연결은 로울러

지지 탄성 베어링 받침장치 및 볼트로 고정한 연결이 있다. 또한 지진과정에서의 지반-교대-

KPE 

coscoscos      ×   

cos      × cos   

sin ø   × sin ø     

cos ø     

(4.5)

여기서, γ : 흙의 단위체적 중량

H : 교대 높이

Kh : 수평 지진 계수

Kv : 연직 지진 계수

ø : 흙의 내부마찰각

i : 뒤채움흙의 경사각

θ : tan   KV

Kh 

δ : 흙과 교대사이의 마찰각

β : 교대배면의 수직에 대한 각

(다) 교축방향 변위를 허용하는 독립식 교대

(a) 구조물의 경제성을 도모하기 위해서는 교대를 교축방향 변위가 전혀 발생하지 않도록 설

계하기 보다는 작은 변위를 허용하는 조건에 대하여 설계하며, 이때 적용할 수평지진계

수 Kh는 0.5A가 권장되고 예상되는 변위는 250A mm로 볼 수 있다.

(b) 교대는 지진 시에 미끄러짐만 허용하고 전도가 발생하지 않아야 하며 교대받침의 손상을

최소로 하기 위해 미끄러짐에 의한 교축방향 변위를 감당할 수 있도록 설계되어야 한다.

(라) 교축방향 변위를 구속하는 독립식 교대는 Mononobe-Okabe의 등가정적하중법에 의한 토

압보다 큰 수평토압이 작용되지만 이 토압은 수평지진계수 Kh를 1.5A로 적용하여 Mononobe-

Okabe의 방법으로부터 개략적으로 계산할 수 있다.

(3) 일체식 교대

(가) 일체식 교대는 지진 시 큰 상부관성력이 뒤채움흙에 전달되므로 과다한 상대변위가 발생하지

않도록 하기 위해 적절한 수동저항력을 갖도록 설계되어야 한다.

(나) 일체식 교대는 교대-뒤채움흙 구조와 기초의 강성을 계산하여 구조물의 내진설계 과정에 따

라 설계할 수 있다.

제8-4편 내진 설계

587

상부구조물의 복잡한 상호작용과 함께 수많은 가능한 설계변수들을 고려할 때 교대의 내진설

계는 많은 단순화된 가정들이 필요하다.

(2) Mononobe-Okabe 해석은 지반에 작용하는 수평 및 수직 관성력을 고려한 Coulomb의

미끄럼, 쐐기이론의 확장이다. 그러므로 교대 뒤의 흙쐐기에 평형조건을 고려하여 교대에 의

하여 토체에 가하여지는 주동토압 PAE 값의 계산은 식 4.1을 이용하여 구한다. 이때 교량은

파괴직전 상태이다.

독립식교대에서 지진하중이 가하여질 때 수평의 주동토압을 계산하기 위해 등가정적 방법인

Mononobe-Okabe 공식을 이용한다. 지진계수는 가속도 계수의 1/2을 사용한다(Kh : A/2).

이때 연직가속도의 영향은 고려하지 않는다. 단 정착장치와 경사말뚝에 의하여 수평변위가

구속된 독립식 교대서는 지진으로 인한 수평토압의 크기가 Mononobe - Okabe 해석방법

으로 구한 값보다 훨씬 크다. 그러므로 1차적인 가정으로 최대 수평토압을 Mononobe-

Okabe 해석방법 적용 시 Kh = 1.5A로 간주한다.

독립식교대에서 일반적인 형태로서의 변위는 바깥쪽으로의 움직임과 상부구조물과 연결되어

변위가 없는 교대에서의 전도로 나타난다. 매우 잦은 지진 지역에서의 독립식교대 설계 시

첨두 지반가속도하에서 변위를 0으로 하는 것은 실질적이지 못하기 때문에 약간의 수평변위

를 허용한다. 교대 수평변위의 최대 허용범위는 250A(mm)이고, 흙쌓기 침하는 원래높이의

10 ~ 15% 정도이다. 독립교대 또는 좌대형 교대는 흙의 하중을 조절할 수 있는 반면, 이음부

부분이 구조물 전체의 붕괴위험을 가지고 있다.

(3) 그림 4.1에서 보는 바와 같이 일체식 또는 다이아프램 교대가 일경간 또는 이경간 교량에

종종 쓰이며, 상부구조와 일체로 된 다이아프램 교대는 말뚝으로 지지되기도 한다. 다이아프

램은 교대 간 버팀목과 같은 역할을 하는 상부구조물을 가진 옹벽과 같은 작용을 한다.

일체식 교대는 상부구조물의 높은 종횡 관성력이 직접 뒤채움흙에 전달되므로, 과도한 상대

변위가 발생하지 않도록 뒤채움흙의 적절한 수동저항력이 필요하다. 이때 일체식 교대에 작

용하는 최대토압은 상부구조물로부터 교대로 전달되는 최대 수평지진력과 같다고 가정한다.

지진하중이 가해질 때 수평 주동토압은 상부구조물의 지진하중보다 작은 것으로 가정할 수

있다. 또한 수평지진력을 기둥과 교각도 지지할 수 있는 경우, 교대로 전달되는 지진하중의

비율을 계산하기 위해 교대의 축방향 강성을 추정하는 것이 필요하다.

제2권 교량

588

<그림 4.1> 전형적인 일체식 교대

4.1.5 기초와 교대의 강성계산

내진설계 시 기초와 교대의 강성을 계산하여 일반적인 구조물 설계와 같이 설계한다.

(1) 근입된 기초의 강성

K = α · β · Ko (4.6)

여기서, α : 기초의 형상계수

β : 기초의 근입계수

Ko : 등가반지름으로 계산된 강성

(2) 교대의 수평변위와 회전에 의한 강성

(가) 수평변위에 의한 강성

Ks = 0.425 · Es · B (4.7)

(나) 회전에 의한 강성

Kr = 0.072 · Es · B · H2 (4.8)

여기서, Es : 뒤채움 흙의 동적 탄성계수

B : 교대의 폭

H : 교대 높이

제8-4편 내진 설계

589

4.2 강교 설계

4.2.1 일반사항

(1) 구조용 강재 기둥과 연결부의 설계와 시공은 KDS 24 14 31과 이 절의 추가 요구조건을 만족해

야 한다.

4.2.2 P-Δ효과

P-Δ 효과(지진변위로부터 발생하는 편심과 기둥 축력에 의한 모멘트)로 인한 2차 휨을 고려하여 축

방향 응력과 휨응력을 계산할 때는 모든 축방향 하중을 받는 부재는 KDS 24 14 31(4.5)에 따라 설

계해도 된다.

4.3 콘크리트교 설계

4.3.1 일반사항

(1) 일체로 현장타설 되는 교각, 확대기초, 연결부의 내진설계는 KDS 24 14 21과 KDS 24 14 51

의 규정과 이 절의 추가 요구조건을 만족해야 한다.

(2) 이절에서의 교각은 기둥 형식의 교각(단일기둥과 다주가구), 벽식 교각, 말뚝가구를 총칭한다.

(3) 단일기둥, 다주가구, 말뚝가구를 설계할 때, 소성힌지구역에 배근되는 심부구속철근은 1.6.4의 응

답수정계수와 4.3.3(4)의 심부구속철근량에 대한 규정을 적용하는 대신 ʻ4.3.6 철근콘크리트 기둥

의 연성도 내진설계ʼ를 적용하여 설계할 수 있다.

이 장에서 규정하는 추가요구조건은 교량 구성요소의 설계가 전체 설계개념과 일관성을 유

지하게 하고, 과거 지진에서 관찰된 파괴가능성이 최소가 되도록 보장하기 위한 것이다.

콘크리트 기둥에 대한 내진설계에서 1.6.4(1)에 규정된 응답수정계수(표 1.6)를 적용하는

경우에는 휨작용에 의하여 콘크리트 기둥이 항복한 이후에도 충분한 연성능력(비탄성능력)

을 발휘할 수 있어야 하므로 이를 보장하기 위해서는 이 장에서 규정하는 추가 요구조건을

만족해야 한다. 또 취성의 파괴양상을 보이는 전단파괴, 압축파괴, 정착파괴 등이 발생할

가능성을 최소화하도록 설계해야 한다.

제2권 교량

590

4.3.2 교각의 해석 및 설계 강도

(1) 일반사항

(가) 철근콘크리트 교각에 대한 구조해석과 단면강도해석에는 균열의 영향과 축방향력의 영향 등

구조적 거동에 영향을 주는 요소를 고려해야 한다.

(나) 철근콘크리트 교각의 축방향철근은 설계기준항복강도가 500 MPa을 초과하지 않아야 하며,

인장강도가 항복강도의 1.25배 이상이어야 한다. 철근콘크리트 교각의 횡방향철근은 설계기

준항복강도가 500 MPa을 초과하지 않아야 한다.

(2) 교각의 휨강성

(가) 지진하중에 대한 구조해석으로 탄성해석을 수행할 때, 교각의 축방향철근이 항복할 것으로

예 상되는 경우에는 다음 식으로 결정되는 항복강성을 적용하여 단면력과 변위를 구해야 한

다. 단 지진하중에 의한 단면력을 구하기 위한 구조해석에서는, 식 4.9의 항복강성 대신 철

근을 무시한 콘크리트교각 전체 단면의 중심축에 대한 단면2차모멘트와 콘크리트의 탄성계

수로 표현되는 휨강성을 적용할 수 있다.

EIy  y

My

(4.9)

여기서,

EIy : 축방향력을 고려한 교각의 항복강성(최 외단 축방향철근의 항복)

My : 축방향력을 고려한 교각의 항복모멘트(최 외단 축방향철근의 항복)

 : 축방향력을 고려한 교각의 항복곡률(최 외단 축방향철근의 항복)

(나) 식 4.9로 정의되는 교각의 항복강성을 구하기 위해 교각단면에 대한 비선형해석을 수행하지

않는 경우에는, 콘크리트의 탄성계수와 다음 식으로 계산되는 항복유효 단면2차모멘 트를 사

용할 수 있다.

Iy eff    l  

f

ckAg

Pu Ig (4.10)

여기서,

Ag : 교각의 총단면적

fck : 콘크리트의 설계기준압축강도

Ig : 철근을 무시한 교각 전체 단면의 중심축에 대한 단면2차모멘트

Pu : 계수 축력

l : 교각의 축방향철근비

(3) 교각의 P-Δ 효과

(가) 철근콘크리트 교각의 총모멘트는 P-Δ 효과를 고려하여 결정해야 한다. 구조해석에 선형 탄

성해석을 수행하는 경우는, 지진해석에 의한 1차모멘트에 횡방향 지진변위와 축력에 의한 2

제8-4편 내진 설계

591

차모멘트를 추가하여 총모멘트를 결정해야 한다.

(나) 엄밀한 해석에 의하여 P-Δ 효과를 고려하지 않는다면 (다)항과 (라)항에 따라 근사적으로 2

차 모멘트를 구할 수 있다.

(다) 캔틸레버로 거동하는 교각에 대하여 4.3.2,(2)의 휨강성으로 탄성지진해석을 수행한 경우에

는 기둥 상단과 하단의 횡방향 최대상대변위의 1.5배에 축력을 곱한 값을 2차모멘트로 취할

수 있다.

(라) 골조로 거동하는 교각에 대하여 4.3.2,(2)의 휨강성으로 탄성지진해석을 수행한 경우에는 모

멘트가 0인 위치를 기준으로 상단과 하단의 횡방향상대변위를 각각 구한 후 1.5배를 취한 각

각의 횡방향상대변위에 축력을 곱하여 상단과 하단의 2차모멘트로 취할 수 있다.

(마) 1.6.4의 응답수정계수를 적용하여 설계할 때에는 응답수정계수를 1차모멘트에만 적용하며 2

차모멘트에는 적용하지 않는다.

(4) 교각의 설계휨강도

(가) 지진하중에 대한 철근콘크리트 교각의 축력-휨강도를 검토할 때에는, KDS 24 14 21

(1.4.2.3)에 따라 1.0의 재료계수를 적용하여 설계휨강도를 결정한다.

(나) 철근콘크리트 교각의 휨강도는 KDS 24 14 21[3.1.2.5(2)]의 콘크리트 압축 응력분포를 이

용한 휨강도 해석 이나 콘크리트와 축방향철근의 응력-변형률 곡선을 이용한 모멘트-곡률

해석에 의하여 결정 되어야 한다.

(다) 철근콘크리트 교각의 휨강도 해석에는 축력의 영향이 고려되어야 하며, 4.3.3,(5)의 철근상세

를 갖는 횡방향철근이 배근되는 구간에는 KDS 24 14 21[3.1.2.5(3)]을 적용하여 횡구속 효

과를 고려하여 설계휨강도를 구할 수 있다.

(5) 교각의 최대 소성힌지력

(가) 이 항의 규정은 교각과 연결된 기초, 교각과 일체로 시공된 상부구조, 교각의 전단설계, 그리

고 교각과 상부구조 또는 기초의 연결부분에 적용한다.

(나) 기둥 형식의 교각(단일기둥과 다주가구), 벽식 교각의 약축방향, 말뚝가구의 설계전단력은 R

계수를 1.0으로 하여 결정된 탄성전단력과 이절에 규정된 교각의 최대 소성힌지력 중 작은

값으로 할 수 있다.

(다) 확대기초, 말뚝머리 및 말뚝을 포함하는 기초의 설계지진력은 여기에 규정된 교각의 최대 소

성힌지력과 응답수정계수를 적용하지 않은 탄성지진력 중 작은 값으로 한다.

(라) 교각의 최대 소성힌지력은 휨 초과강도에 해당하는 전단력으로 결정해야 한다. 캔틸레버로

거동하는 교각의 최대 소성힌지력은 교각 하단의 휨 초과강도를 교각의 길이로 나누어 결정

한다. 다주가구에서 골조로 거동하는 방향에 대하여는 기둥 상단과 하단의 휨 초과강도 합을

교각의 길이로 나누어 결정한다. 이때 교각의 길이는 캔틸레버로 거동하는 방향에 대하여는

기둥 하단에서 수평하중이 작용하는 위치까지의 길이로 하며 다주가구에서 골조로 거동하는

방향에 대하여는 기둥 순높이로 한다.

(마) 교각 단면의 휨 초과강도는 다음 두 가지 방법 중 하나를 적용하여 결정해야 한다.

① 설계기준 압축강도의 1.7배인 콘크리트 압축강도와 설계기준 항복강도의 1.3배인 축방향

제2권 교량

592

(1) 일반사항

(가) 지진하중에 대한 구조해석과 교각 단면 및 부재에 대한 강도해석에서는, 철근콘크리트

교각의 실제 거동을 나타낼 수 있도록 균열의 영향과 축방향력의 영향 등 구조적 거동에

영향을 주는 요소를 고려해야 한다.

(나) 소성거동을 하도록 설계된 철근콘크리트 교각의 축방향철근은 설계지진 수준에서 콘크

리트 피복이 탈락된 후, 소성상태에서 압축응력과 인장응력을 반복으로 받게 되어 좌굴

과 소성변형이 반복되다가 파단에 이른다. 따라서 철근콘크리트 교각에 배치되는 축방

향철근은 연신율이 높은 KS D 3688의 내진용 고성능 철근을 사용하는 것이 바람직하

다. 축방향철근의 설계기준항복강도를 500 MPa로 제한한 것은 그보다 높은 설계기준항

복강도의 철근을 축방향철근으로 사용해도 교각의 연성능력이 충분하다는 것을 나타내

는 실험결과가 충분히 축적되지 않았기 때문이다. 축방향철근의 인장강도가 항복강도의

1.25배 이상이어야 하는 이유는 소성변형이 진행되는 동안에도 단면의 휨강도가 유지되

어야 하기 때문이다. 즉, 설계지진 수준에서 콘크리트 피복이 탈락하면 콘크리트단면에

작용하는 압축력과 인장철근에 작용하는 인장력 사이의 팔길이가 감소하게 되므로, 소

성변형이 진행되는 동안 단면의 휨강도가 유지될 수 없다. 단면의 휨강도가 유지되려면

철 항복강도를 적용하고, 소성힌지구역 횡방향철근의 심부구속 효과와 축하중의 영향을

고 려한 단면의 휨강도로서, 모멘트-곡률 해석을 수행한다.

② 콘크리트 설계기준압축강도가 60 MPa 이하이고, 계수 축하중이 0.3fckAg 이하이며, 축

방향철근비가 0.03 이하인 교각의 경우에는, 모멘트-곡률 해석을 수행하는 대신, KDS

24 14 21[3.1.2.5(2)]의 압축응력분포를 이용한 축력-휨강도 해석으로 구한 공칭휨강도

에 식 4.11로 계산 되는 휨 초과강도계수 를 곱하여 휨 초과강도를 결정할 수 있다.

여기서 R 은 설계에 사용한 응답수정계수이다.

 ＝1.25 + 0.05R  (4.11)

(6) 교각의 설계전단강도

(가) 지진하중에 대한 철근콘크리트 교각의 전단강도를 검토할 때에는, KDS 24 14 21(1.4.2.3)

에 따라 1.0의 재료계수를 적용하여 설계전단강도를 결정한다.

(나) 휨 설계에서 표 1.6의 응답수정계수가 적용된 교각에 대하여는, 소성힌지구역의 전단강도를

검토할 때 콘크리트에 의한 전단강도는 KDS 24 14 21(4.1.2.3)의 (1)에서 (3)까지의 규정

에 따라 결정해야 한다.

(다) 정착이 된 보강띠철근은 4.3.2,(6),(나)의 전단강도 계산에 포함할 수 있다.

제8-4편 내진 설계

593

팔길이가 감소한 만큼 인장력이 증가되어야 하므로, 철근이 항복한 후 변형률 경화

(strain hardening)효과로 인장응력이 증가되어야 한다. 따라서 축방향철근으로 인장

강도가 항복강도의 1.25배 이상인 철근을 사용해야 부재의 소성변형이 진행되는 동안

단면의 휨강도가 유지된다는 연구결과에 따라 이를 규정한 것이다. KS D 3688의 표준

을 만족하는 철근은 이 기준의 요구조건을 만족하는 철근이다. 횡방향철근의 설계기준

항복강도가 500 MPa을 초과하지 않도록 한 것은 충분한 실험연구결과가 축적되기 전까

지는 보수적으로 적용하도록 하기 위한 것이다.

(2) 교각의 휨강성

철근콘크리트 교각의 내진설계에서 지진하중에 대한 구조해석 시에 사용하는 교각의 강성으

로는, 철근콘크리트 교각의 거동을 고려할 때 항복점을 연결한 항복유효강성을 사용하는 것

이 합리적이다. AASHTO를 제외한 외국의 모든 설계기준은 지진하중에 대한 구조해석에 철

근콘크리트 교각의 항복유효강성을 사용하도록 규정하고 있다. 항복유효강성을 구하기 위해

서는 모멘트-곡률 해석 등 철근콘크리트 교각의 재료비선형 단면해석이 필요하므로, 이에 대

한 근사해법으로 ATC-32와 CALTRANS는 항복유효강성 도표를 제시하고 있고, Eurocode

8에서는 근사식을 제시하고 있다. 일본의 내진설계기준은 근사법을 제시하지 않고 있다.

AASHTO-LRFD는 명시적으로 항복유효강성을 사용하도록 규정하고 있지는 않지만 균열의

영향을 고려하도록 규정함으로써 유사한 내용을 다루고 있다.

실무설계의 간편성을 위해 근사해법인 항복유효강성을 계산하기 위한 항복유효 단면2차모멘

트 계산식으로 식 4.10을 제시하였으며 이는 실험결과와의 비교와 회귀식의 보정을 통한 것

으로서 ATC-32와 CALTRANS의 항복유효강성 도표와 거의 동일한 값을 제공한다. 즉 지진

해석에 탄성구조해석을 수행하는 경우에는 항복강성을 적용하여 변위를 구하며, 단면력을 구

할 때에는 교각 축방향철근의 항복여부에 따라 항복강성이나 전체 단면강성을 적용한다.

(3) 교각의 P-Δ 효과

(가) 압축력과 휨모멘트가 작용하는 휨압축부재는 횡방향 변위와 축력의 작용으로 선형탄성

구조해석에 의한 휨모멘트보다 큰 값의 휨모멘트가 작용하는데, 이를 장주효과, 기둥의

길이효과, 또는 P-Δ효과라고 한다.

(나) KDS 14 20 20(콘크리트구조 휨과 압축설계기준)과 KDS 24 14 21[콘크리트교 설계기

제2권 교량

594

준(한계상태설계법)]에는 횡구속골조와 비횡구속골조에서 P-Δ효과를 무시할 수 있는

세장비를 규정하고 근사해석법으로 모멘트확대계수법을 규정하고 있으나, 이는 중력방

향 하중과 횡하중이 조합된 하중상태 중에서 중력방향이 주된 하중방향인 경우를 대상

으로 유도된 것이므로 횡방향이 주된 하중작용방향인 내진설계에서는 적절하지 않다.

CALTRANS(2006)과 ATC/ MCEER(2001)은 P-Δ효과를 고려하기 위해 변위를 구할

때에는 비선형 시간이력해석을 추천하지만 비선형 시간이력해석을 수행하지 않은 경우

에 P-Δ효과를 무시할 수 있는 조건을 제시하고 있다. KDS 24 14 21에서는 근사해법

으로 (다)항과 (라)항의 단순 P-Δ해석법을 규정하였다. 이것은 P-Δ효과를 무시할 수

있는 조건을 검토할 때 어차피 횡변위 값을 사용해야 하는데, 그 절차보다는 단순 P-Δ

해석법의 절차가 더 간단하기 때문이다.

(다) (라) 반복 P-Δ해석법은 일반적으로 3회 ~ 5회 이내에 수렴하지만 절차가 간단하지 않

다. 따라서 반복해석 대신 한번에 P-Δ모멘트를 계산하는 방법을 제시하였다. 계수 1.5

는 교각의 강성감소계수와 반복해석에 따른 증가분, 골조에서 횡하중에 의한 기둥의 축

력 증가를 고려하여 채택한 값이다.

(마) 상수의 응답수정계수를 적용하여 설계할 때에는, 2차모멘트에 응답수정계수를 적용하지

않은 것이 안전측이다.

(4) 교각의 설계휨강도

(가) 철근콘크리트 교각의 휨강도는 축력비가 낮은 경우 축방향철근의 항복강도에 대강 비례

하는데, 국내에서 사용되는 철근의 실제 항복강도는 대부분 설계기준항복강도의 1.1 ~

1.3배이다. 또 지진하중과 같이 재하속도가 빠른 경우 콘크리트와 철근의 강도는 KS기

준에 따른 재료강도 시험방법(재하속도가 느림) 결과보다 크다. 따라서 지진하중에 대한

설계과정에서 재료의 설계기준강도를 적용한 공칭휨강도나 공칭휨강도에 1보다 작은 강

도감소계수(축력에 따라 0.7 ~ 0.85)를 적용하는 설계 휨강도는 실제 휨강도를 매우 저

평가하고 있다. 이와 같은 사실을 감안하여 AASHTO-LRFD는 지진구역 2의 극단한계

상태(Extreme Event Limit State)에 대해서 강도감소계수로 1.0을 사용하도록 규정하

고 있다. 한편 KDS 24 14 21에서는 재료별로 강도감소계수를 적용하여 설계강도를 결

정하는 개념을 채택하고 있으므로, 이를 반영하여 재료계수를 언급한 것이다. 내진설계

에서는 재료강도감소계수와 부재강도감소계수 모두 1.0을 사용한다.

제8-4편 내진 설계

595

(나) 철근콘크리트 휨 부재의 휨 강도나 기둥의 축력-휨 강도를 해석하는 방법 중 등가직사각

형 응력분포를 이용한 강도해석법은 가장 간단한 방법이지만, 근사적인 해법으로서 모든

상황에 대하여 만족할 만큼 정확한 값을 제공하는 것은 아니다. 해석적으로는 재료모델

만 적절한 것을 사용한다면 모멘트-곡률해석(비선형 단면해석)에 의하여 휨강도를 결정

하는 것이 가장 정확하다고 할 수 있다. 그러나 외국에서는 내진설계에서 모멘트-곡률해

석도 많이 수행되고 있으나 국내에서는 거의 수행되지 않고 있다. 한편 AASHTO-LRFD

5.7.2.1에 “The concrete compressive stress-strain distribution is assumed to

be rectangular, parabolic, or any other shape that results in a prediction of

strength in substantial agreement with the test results."라고 규정되어 있으므로,

등가직사각형 응력분포를 이용한 휨강도 해석뿐만 아니라 모멘트-곡률 해석으로 휨강도

를 결정하도록 하고 있으며, Eurocode 8에서는 등가응력분포를 이용한 강도해석법과

재료의 응력-변형률 곡선모델을 이용한 비선형해석(모멘트-곡률 해석)을 선택할 수 있

도록 하고 있다.

(다) 철근콘크리트교각의 소성힌지 구역은, 단면 형상 및 기타 변수에 따라 다르지만 축력비

가 0.1내외인 경우에 휨강도가 대략 10% 정도 증가한다. 이것은 횡방향철근의 심부구속

작용에 의한 것으로서, 이 효과를 설계에 반영하는 경우 매우 효율적이고 경제적인 단면

설계가 가능해진다. 외국의 경우 CALTRANS는 횡구속 효과를 고려한 콘크리트 모델을

적용한 모멘트-곡률 해석을 수행하여 휨 성능을 해석하도록 규정하고 있고, Eurocode

와 일본의 내진설계 관련기준에서는 설계에 사용할 횡구속 효과를 고려한 콘크리트 응

력-변형률 곡선을 규정하고 있다. 또한 AASHTO-LRFD 5.7.2.1에도 “If the concrete

is confined, a maximum usable strain exceeding 0.003 in the confined core

may be utilized if verified."라고 규정되어 있으므로 횡구속 효과를 고려하는 길을

열어 놓고 있다. 5.5.1.6(3)의 식들은 Eurocode 2와 fib model code 2012에 규정된

횡구속 콘크리트에 대한 압축응력-변형률 모델의 형태를 참조하고, 189개의 실험값을

분석한 결과로 제안된 모델이다. 이 횡구속 콘크리트에 대한 압축응력-변형률 모델은

철근콘크리트 부재에 대한 내진성능의 검증에 가장 많이 사용되는 Mander 등이 제안한

모델보다 안전측의 결과를 제공한다.

제2권 교량

596

(5) 교각의 최대 소성힌지력

철근콘크리트 교각의 최대 소성힌지력은 교각의 소성힌지구역에서 설계기준 재료강도를 초

과하는 재료의 초과강도와 심부구속효과로 인하여 발휘될 수 있는 최대 소성모멘트(최대 휨

강도, 휨 초과강도)를 전단력으로 변환한 신뢰도 95% 수준의 횡력을 의미한다. 최대 휨강도

는 설계시의 휨강도보다 크게 되도록 영향을 주는 가능한 모든 영향인자들을 고려하여 결정

되며, 이를 휨 초과강도라고 한다. 교각 소성힌지 단면의 휨 강도를 증가시키는 주요 영향인

자들은 다음과 같다.

① 설계기준 항복강도를 초과하는 철근의 실제 항복강도.

② 철근의 변형률경화(strain-hardening)에 따른 추가적인 철근의 인장강도 증가.

③ 설계기준 압축강도를 초과하는 콘크리트의 배합강도와 재령효과(aging effect)에 의한 콘

크리트 압축강도의 증가.

④ 횡방향철근의 심부구속 효과에 의한 콘크리트 극한변형률 및 압축강도의 증가.

⑤ 시공할 때 배근되는 부가적인 철근과 설계에서 고려되지 않는 요인들로 인한 강도의 증가.

교각의 최대소성모멘트를 결정하는 방법은 설계기준별로 각기 다른데, 이는 각국의 재료

· 시공환경을 고려하여 휨 초과강도계수를 제시하였다. 이 값은 우리나라 실정에 적합한

안전측의 값으로서 재료 초과강도계수를 적용한 1,500개의 교각단면에 대하여 모멘트-곡

률 해석을 수행한 후 통계분석(95% 신뢰도 수준)을 통하여 제시된 값이다. 이 분석에서

재료의 초과강도계수로는 콘크리트에 대하여 1.7, 철근에 대하여 1.3을 적용하였다. 이

값들은 국내에서 98년의 기간 동안 시공된 5,405개 콘크리트 압축강도 측정치와 국내에

서 생산되는 3,407개의 철근 강도 측정치에 대한 통계분석(95% 신뢰도 수준)을 수행하여

도출된 값이다. KDS 24 17 11에서는 국내 재료 · 시공환경을 고려하여 결정된 재료 초과

강도계수 1.7과 1.3을 적용하여 휨 초과강도를 해석한 후 최대 소성힌지력을 계산하는

방식[4.6.2.5(5), ①]과 공칭휨강도에 휨 초과강도계수를 곱하여 휨 초과강도를 결정한 후

최대 소성힌지력을 계산하는 간편하면서 안전측인 방식[4.6.2.5(5), ②]을 모두 규정하여,

두 방법 중 하나를 선택할 수 있도록 하였다. 간편 방식을 사용하는 경우, 설계에 사용한

응답수정계수가 1.0인 경우에는 휨 초과강도계수  가 1.3이 되며, 설계에 사용한 응답수

정계수가 5.0인 경우에는 휨 초과강도계수 가 1.5가 된다.

제8-4편 내진 설계

597

(6) 교각의 설계전단강도

(나) 여기에 규정된 철근콘크리트 부재의 설계전단강도는 변각트러스 모델(variable angle

truss model)을 적용한 것이다.

(다) 콘크리트에 정착된 보강띠철근은 전단철근으로의 성능을 발휘할 수 있으므로, 전단강도

해석에 포함시켜도 좋다.

4.3.3 기둥

(1) 일반사항

(가) 최대단면치수에 대한 순높이의 비가 2.5 이상인 교각은 일반 기둥으로 간주하여 단일기둥과

다주가구에 대한 1.6.4의 응답수정계수를 적용한다. 기둥상단에서 단면이 커지는 기둥의 경

우에는 단면이 커진 부분을 무시하고 최대단면치수를 결정한다.

(나) 최대단면치수에 대한 순높이의 비가 2.5 미만인 교각은 짧은 기둥으로 간주하여 벽식 교각에

대한 1.6.4의 응답수정계수를 적용한다.

(다) 벽식 교각은 강축방향에 대하여 1.6.4의 벽식 교각에 대한 응답수정계수를 적용하고 4.3.4에

따라 벽체로 설계해야 한다. 벽식 교각의 약축방향은 일반 기둥으로 설계할 수 있다.

(라) 이 절의 규정은 말뚝가구에도 적용된다.

(2) 단부구역과 소성힌지구역의 설계

(가) 캔틸레버로 거동하는 기둥의 하단과 골조로 거동하는 기둥의 하단과 상단을 단부구역으로 한

다. 기둥 하단의 단부구역은 기초의 상면에서부터의 길이로 결정되며, 골조로 거동하는 기둥

의 상단 단부구역은 기둥과 연결된 부재의 하면에서부터의 길이로 결정한다. 기둥에서 단부

구역 의 길이는 기둥의 최대 단면치수, 기둥 순높이의 1/6, 450 mm 중 가장 큰 값으로 해

야 한다.

(나) 말뚝가구의 상단 단부구역은 기둥의 상단 단부구역과 동일하게 결정해야 한다. 말뚝가구의

하단 단부구역은 모멘트 고정점에서 말뚝지름의 3배 길이만큼 내려간 위치로부터 진흙선에서

말뚝지름과 450 mm 중 큰 값 이상의 길이만큼 올라간 위치까지의 구간으로 한다.

(다) (가)와 (나)에서 정의된 단부구역은 4.3.3,(3)과 4.3.3,(4)의 규정을 만족해야 한다.

(라) 기둥과 말뚝가구의 단부구역 중 설계휨강도보다 큰 탄성지진모멘트가 작용하는 소성힌지구역

은 표 1.6의 응답수정계수를 적용하고 4.3.3,(3)에서 4.3.3,(5)까지의 규정을 만족하도록 설

계해야 한다. 단 기둥은 표 1.6의 응답수정계수를 적용하는 대신 4.3.6에 따라 연성 도 내진

설계를 수행해도 좋다. 단부구역이 아닌 구역이라도 소성거동이 예측되는 구역은 소성힌지구

역에 준하여 설계해야 한다.

(3) 축방향철근과 횡방향철근

(가) 축방향철근 단면적은 기둥 전체 단면적의 0.01배 이상, 0.06배 이하로 해야 한다. 또한, 코

핑부에 매입되는 기둥 주철근의 매입길이는 제8-3편 4.7.4(2)에 따른다.

제2권 교량

598

(나) 단부구역에 배근되는 횡방향철근은 D13 이상으로서, 지름이 축방향철근 지름의 2/5 이상이

어야 한다.

(다) 소성힌지구역에서는 축방향철근을 겹침이음하지 않아야 한다. 소성힌지구역에서 축방향철근

의 연결은 완전 기계적 이음을 사용할 수 있다.

(라) 소성힌지구역 이외의 구역에서 전체 축방향철근 중 1/2을 초과하여 겹침이음하지 않아야 한

다. 기둥의 종방향으로 측정한 이웃하는 겹침이음 사이의 거리는 600 mm 이상이어야 한다.

이때 겹침이음 사이의 거리는 겹침이음의 끝 지점에서부터 기둥의 종방향으로 측정하여, 이

웃하는 새로운 겹침이음이 시작되는 지점까지로 한다.

(마) 소성힌지구역의 심부구속 횡방향철근은 4.3.3(4)의 철근량과 4.3.3(5)의 철근상세를 만족하

여야 하며, 최대 간격은 부재 최소 단면치수의 1/4 또는 축방향철근지름의 6배 중 작은 값을

초과하지 않아야 한다.

(바) 심부구속 횡방향철근과 단부구역의 횡방향철근은 인접부재와의 연결면으로부터 기둥 치수의

0.5배와 380 mm 중 큰 값 이상까지 연장해서 설치해야 한다.

(사) 소성거동이 예측되지 않는 단부구역은 모든 축방향철근이 겹침이음 없이 연속될 필요는 없으

나, 횡방향철근은 4.3.3,(5)의 철근상세를 만족해야 하며, 간격은 부재 최소 단면치수의 1/4

또는 축방향철근지름의 6배 중 작은 값을 초과하지 않아야 한다.

(아) 단부구역 이외의 위치에 배근되는 횡방향철근은 4.3.3,(5)의 철근상세를 만족할 필요가 없으

나, 축방향철근이 겹침이음된 구간은 횡방향철근의 간격이 100 mm, 또는 부재 단면 최소치

수의 1/4을 초과하지 않아야 한다.

(자) 나선철근에 대하여는 최대 수직 순간격을 75 mm로 규정한 나선철근의 일반규정을 적용하지

않는다.

(4) 소성힌지구역에서의 심부구속 횡방향철근량

(가) 기둥과 말뚝가구에서 소성힌지구역의 콘크리트 심부는 이 절에서 규정하는 철근량과 4.3.3,

(5)의 철근상세를 만족하는 심부구속 횡방향철근으로 구속해야 한다.

(나) 원형기둥의 나선철근비 ρ 는 식 4.12로 정의되는 체적비로서, 식 4.13과 식 4.14의 값 중

큰 값을 취한다.

s  d ss

Asp

(4.12)

여기서,

 : ds를 기준으로 결정된 콘크리트 심부 부피에 대한 나선철근 체적비

Asp : 나선철근의 단면적(mm2)

ds : 나선철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수(mm)

s : 나선철근의 수직간격(mm)

s  A c

Ag

 fyh

fck

(4.13)

제8-4편 내진 설계

599

또는

s  fyh

fck

(4.14)

여기서,

Ac : 나선철근 외측표면을 기준으로 한 기둥 심부의 면적(mm2)

Ag : 기둥의 총단면적(mm2)

fck : 콘크리트의 설계기준 압축강도(MPa)

fyh : 횡방향철근의 설계기준 항복강도(MPa)

(다) 원형기둥에서 심부구속철근으로 원형띠철근을 사용하는 경우, 원형후프띠철근을 용접 또는

기계적 연결장치 등으로 연결하거나, 보강띠철근을 추가하여 정착단에서 슬립이 발생하지 않

게 함으로써 나선철근과 동등한 심부구속효과를 발휘할 수 있다면, 완전원형후프로 인정하여

나선철근식을 사용할 수 있다.

(라) 사각형기둥에서 심부구속 횡방향철근의 총단면적   는 다음 값들 중 큰 값을 취한다.

Ash   a hc fy

fck A c

Ag

  (4.15)

또는

Ash   a hc fy

fck

(4.16)

여기서,

 : 띠철근의 수직간격

Ash : 수직간격이 α이고, 심부의 단면치수가 hc인 단면을 가로지르는 보강띠철근을 포함

하는 횡방향철근의 총단면적(mm2). 직사각형 기둥의 두 주축 모두에 대하여 별도

로 계산해야 한다.

hc : 띠철근 기둥의 고려하는 방향으로의, 띠철근 외측표면을 기준으로 한 심부의 단면

치수(mm)

(5) 심부구속 횡방향철근상세

(가) 나선철근은 소성힌지구간에서 겹침이음하지 않아야 한다. 소성힌지구간에서 나선철근의 연결

은 기계적 연결이나 완전 용접이음으로 해야 한다.

(나) 사각형 심부구속 횡방향철근으로는 하나의 사각형 후프띠철근 또는 중복된 사각형 폐합띠철

근을 사용할 수 있으며, 보강띠철근은 후프띠철근과 유사한 크기를 사용해야 한다.

(다) 사각형 후프띠철근은 외측 축방향철근들을 감싸는 폐합띠철근 형태이거나 또는 나선철근과

유사하게 연속적으로 감은 연속띠철근 형태로 사용할 수 있다. 사각형 폐합띠철근 형태는 양

단에 띠철근 지름의 6배와 80 mm 중 큰 값 이상의 연장길이를 갖는 135°갈고리를 가지거

나, 내진성능검증에 의해 이와 동등 이상의 성능을 갖는 완전기계적이음이어야 한다. 사각형

연속띠철근 형태는 양단에 띠철근 지름의 6배와 80 mm 중 큰 값 이상의 연장길이를 갖는

제2권 교량

600

135°갈고리를 가져야 하며 이 갈고리는 축방향철근에 걸리게 해야 한다.

(라) 보강띠철근은 하나의 연속된 철근으로 한쪽 단에 135°이상의 갈고리를 갖고, 다른 쪽 단에

90°이상의 갈고리를 갖도록 해야 한다. 이때, 135°갈고리는 띠철근 지름의 6배와 80 mm

중 큰 값 이상의 연장길이를 가져야 하며 90°갈고리는 띠철근 지름의 6배 이상의 연장 길이

를 가져야 한다.

(마) 사각형 후프띠철근에 추가되는 보강띠철근의 갈고리는 외측 축방향철근에 걸리게 해야 하며,

보강띠철근을 연속적으로 같은 축방향철근에 걸리게 할 경우 90°갈고리가 연달아 걸리지 않

도록 연속된 보강띠철근의 양단을 바꿔주어야 한다.

(바) 사각형 심부구속 횡방향철근은 후프띠철근과 보강띠철근의 수평간격과 보강띠철근 간의 수평

간격이 350 mm를 초과하지 않도록 해야 한다.

(사) 원형 띠철근 중에서 양단에 90°갈고리를 갖고 1개소 또는 2개소에서 철근 지름의 40배 이

상으로 겹침이음된 원형 후프띠철근에 2개의 보강띠철근이 후프띠철근의 겹침이음 구간을 감

싸는 경우에는 완전원형후프로 간주할 수 있다. 이때 후프띠철근의 90°갈고리는 축방향철근

에 걸리게 해야 하며, 2개의 보강띠철근은 후프띠철근의 겹침이음 구간의 양쪽 끝부분에 배

치해야 한다. 또 교각의 종방향과 단면 평면방향으로 보강띠철근의 90°갈고리가 연달아 걸리

지 않도록 보강띠철근의 양단을 바꿔주어야 하며, 원형 후프띠철근의 겹침이음 부분이 교각

의 종방향으로 연달아 위치하지 않도록 배치해야 한다.

(6) 결합나선철근

(가) 기둥의 횡방향철근으로 2개 이상의 나선철근을 결합한 결합나선철근(interlocking spirals)

을 사용할 수 있다.

(나) 소성힌지부에서의 결합나선철근량은 4.3.3,(4) 규정을 적용하여 각각의 나선철근에 대해 독

립적으로 계산해야 한다.

(다) 소성힌지부에서의 결합나선철근량은 1.6.4의 응답수정계수와 4.3.3,(4)의 심부구속 철근량에

대한 규정을 적용하는 대신 4.3.6을 적용하여 설계할 수 있다.

(라) 축방향철근 중심간 수평간격은 200 mm 이하이어야 하며, 결합부분에는 최소한 4개 이상의

축 방향철근을 배근해야 한다.

(마) 결합나선철근의 나선철근간의 중심간격( )은 심부단면치수( )의 0.75배 이하이어야

한다.

(바) 원형후프띠철근을 용접 또는 기계적 연결장치 등으로 연결하거나, 보강띠철근을 추가하여 정

착단에서 슬립이 발생하지 않게 함으로써 나선철근과 동등한 심부구속효과를 발휘할 수 있다

면, 완전원형후프로 인정하여 결합원형띠철근을 사용할 수 있으며 결합나선철근과 동등하게

취급할 수 있다.

(사) 이 절의 규정에 따라 설계된 결합나선철근 또는 결합원형띠철근의 배근구간과 철근상세는

4.3의 해당 규정을 따라야 한다.

(아) 결합나선철근 및 결합원형띠철근의 경우, 널리 알려진 이론이나 최신의 연구문헌, 실험 또는

해석적으로 충분히 안전성을 검증할 수 있는 경우에는 본 규정을 적용하지 않아도 좋다.

제8-4편 내진 설계

601

(2) 단부구역과 소성힌지구역의 설계

강진지역에서는 기둥의 양단부가 인접한 구조요소(상부구조와 기초)와 강절로 연결되는 지진

저항 구조형식을 주로 사용하므로 기둥의 단부가 항상 소성힌지구역이 된다. 그러나 중약진

지역의 교량에서는 기둥의 단부가 상부구조나 기초에 강절로 연결되는 지진저항 구조형식을

항상 사용하는 것은 아니므로, 소성힌지가 형성되는 단부와 그렇지 않은 단부를 구분할 필요

가 있다. 설계지진하중이 작용할 때 단부구역 중에서 소성힌지가 발생될 것으로 해석되는

단부를 소성힌지구역으로 하고, 그 외의 단부구역은 설계지진하중이 작용할 때에는 소성힌지

가 발생되지 않을 것으로 해석되지만 예기치 못하게 설계지진하중보다 큰 지진이 발생하여

소성힌지가 발생될 가능성이 있는 구역으로 하였다. 단부구역 길이는 KDS 24 17 11의 소성

힌지구역길이와 동일하다.

(3) 축방향철근과 횡방향철근

(다)(라)의 규정은 1.6.4,(2)에 따라 1.0의 응답수정계수를 적용한 콘크리트 기둥에 대한 최소

규정으로서, 해석상으로는 소성힌지가 발생하지 않는다 하더라도 설계지진하중을 초과하는

지진에 대한 최소한 의 안전 확보를 위한 규정이다. 시공 측면에서는 기둥의 상부와 하부에

서 축방향 철근을 겹침이음하는 것이 간편한 경우가 많지만, 내진성능 측면에서는 다음과 같

은 이유로 바람직하지 못하다.

1) 부착에 대한 요구사항이 매우 중요하게 되는 부분에서 이음이 존재한다.

2) 이 부분에서의 주철근의 겹침이음은 소성변형을 집중시켜 유효소성영역 길이를 줄이고

결과적으로 이로 인해 이 부분에 매우 큰 국부곡률이 발생하게 된다. 따라서 설계지진하중보

다 큰 지진으로 인하여 소성힌지가 발생할 가능성이 있는 기둥의 상부와 하부에서는 특히

모든 철근이 겹침이음 되지 않도록 해야 한다.

(사)의 규정은 응답수정계수를 적용하지 않은 교각에 설계지진하중보다 큰 지진이 작용하더

라도 취성에 의한 붕괴를 방지하기 위한 것이다.

(아)의 규정은 교각의 취성파괴를 유도하는 축방향 철근 겹침이음부의 파괴를 방지하기 위한

목적으로 AASHTO-LRFD의 규정을 반영하여 횡방향 철근을 보강하도록 한 것이다.

(자) 나선철근 교각의 내진설계에서는 나선철근 중심간 수직간격을 이절의 (마)항에 규정되어

있는 소성힌지구역의 심부구속 횡방향 철근의 최대 수직간격과 동일하게 적용하는 것이 합리

적이므로 이를 따르도록 하였다.

제2권 교량

602

(4) 소성힌지구역에서의 심부구속 횡방향철근량

(가) 최대 모멘트가 작용하는 철근콘크리트 기둥 단면에서 축방향 철근이 항복한 후 형성되는

소성힌지구역은 힌지로서의 역할을 충분히 할 수 있도록 이 절에 규정된 철근량 이상의

횡방향 철근을 배근해야 하며, 콘크리트를 타설할 때 횡방향 철근이 움직이지 않도록 고

정시켜야 한다.

(나) 나선철근을 심부구속철근으로 사용할 때에는 식 4.13과 식 4.14 중 큰 값의 나선철근비

이상이 되도록 나선철근을 설계해야 하는데, 일반적으로 단면적이 큰 기둥에서는 식

4.14가 지배하게 된다. 이 식들은 본래 축방향 압축력을 받는 나선철근 기둥에 있어서

축하중에 의하여 피복콘크리트가 파괴된 이후 심부콘크리트가 저항할 수 있는 축하중강

도가 피복콘크리트가 파괴되기 이전의 축하중강도 이상이 되도록 하기 위한 목적으로

개발되었다. 따라서 횡방향 하중이 주하중인 지진하중 하에서의 기둥의 거동과는 일치

하지 않는다고 할 수 있으나 이 식들에 따라 나선철근이 배근된 기둥은 충분한 소성변형

능력을 확보할 수 있으므로 내진설계에 대한 기준식으로 채택되고 있다.

(다) 후프띠철근의 이음은 철근 설계기준 항복강도의 125% 이상을 발휘할 수 있는 완전용접

이나 완전기계적 연결이어야 한다. 용접 또는 기계적 정착장치 등을 사용하지 않은 원형

띠철근을 사용할 때에는 철근 양단의 갈고리, 겹침이음길이, 보강띠철근 등의 철근상세

에 유의해야 하며, 실험적 연구결과 등을 참조하여 나선철근과 동등한 심부구속효과를

발휘할 수 있도록 해야 한다.

(라) 사각형띠철근을 심부구속철근으로 사용할 때에는 식 4.15와 식 4.16 중 큰 값 이상이

되도록 설계해야 하는데, 일반적으로 단면적이 큰 기둥에서는 식 4.16이 지배하게 된다.

사각형띠철근은 구속된 축방향 철근으로부터 띠철근을 따라 어느 쪽으로든지 350 mm

를 초과하는 거리로 떨어진 축방향 철근이 없도록 후프띠철근의 모서리나 보강띠철근의

갈고리에 의해 지지되어야 한다. 따라서 사각형기둥의 심부구속철근에 대한 이 식들은

철근비로 정의되지 않고 띠철근의 단면적으로 정의되어 있는 것인데, 기본적으로 이 식

들은 나선철근 식으로부터 유도된 것이다. 이 식들을 사용하여 직사각형 기둥에 대한

띠철근의 총 단면적   를 결정할 때에는 수직간격이 이고, 심부의 단면치수가 인

단면을 가로지르는 보강띠철근을 포함하는 모든 횡방향 철근을 포함하며, 직사각형 기

둥의 두 주축 모두에 대하여 별도로 계산해야 한다.

제8-4편 내진 설계

603

(5) 심부구속 횡방향철근상세

(가) 사각형 후프띠철근은 나선철근 또는 원형후프띠철근에 비하여 심부구속 성능이 낮으므

로 구속된 축방향 철근으로부터 띠철근을 따라 어느 쪽으로든지 350 mm를 초과하는

거리로 떨어진 축방향 철근이 없도록 사각형 띠철근을 중복하여 사용하거나 보강띠철근

을 사용해야 한다. 보강띠철근은 후프띠철근과 유사한 크기를 사용해야 하는데, 여기서

유사한 크기란 한 크기 작은 지름의 철근까지를 의미한다.

(나) 사각형 후프띠철근에 보강띠철근을 추가로 사용할 때는 하나의 연속된 철근으로 한쪽

단에 135°이상의 갈고리를 갖고, 다른 쪽 단에 90°이상의 갈고리를 갖는 보강띠철근을

사용해야 한다. 단, 충분한 인장 겹침 이음길이를 갖는 경우에는 이를 허용할 수 있다.

이때, 135° 갈고리는 띠철근 지름의 6배와 80 mm 중 큰 값 이상의 연장길이를 가져야

하며, 90°갈고리는 띠철근 지름의 6배 이상의 연장길이를 가져야 한다. 띠철근은 심부

구속의 역할과 함께 축방향 철근의 좌굴을 방지하기 위한 목적으로 사용하므로 보강띠

철근은 갈고리가 외측 축방향 철근을 감싸도록 배치해야 한다. 한편 심부구속효과를 높

이기 위해 보강띠철근의 갈고리가 축방향 철근과 함께 후프띠철근을 감싸도록 배치해도

좋으며, 이때에는 후프띠철근을 기준으로 하여 피복두께를 계산해도 좋다. 보강띠철근

을 연속적으로 같은 축방향 철근에 걸리게 할 경우에는 90°갈고리가 연달아 걸리지 않

도록 연속된 보강띠철근의 양단을 바꿔주어야 한다.

(다) 후프띠철근은 그 끝을 기둥 심부의 안쪽으로 굽힘으로써 적절히 정착되어야 한다. 따라

서 사각형 폐합띠철근 형태의 띠철근은 심부의 안쪽으로 띠철근 지름의 6배와 80 mm

중 큰 값 이상으로 연장하여 적어도 135° 구부리거나 그와 동등한 용접정착을 해야 한

다. 갈고리로 정착되는 원형 후프띠철근은 심부방향으로 구부린 갈고리가 정착에 유리

하므로 90°로 구부려도 좋다. 단, 90°갈고리는 축방향 철근에 걸리게 해야 하며, 띠철근

지름의 6배와 80 mm 중 큰 값 이상으로 연장해야 한다.

4.3.4 벽식교각

(1) 벽식 교각의 약축방향은 일반 기둥으로 설계할 수 있다. 벽식 교각의 강축방향은 1.6.4의 벽식 교

각에 대한 응답수정계수를 적용하고 이 절에 따라 벽체로 설계해야 한다.

(2) 벽체의 양면에는 수평방향 및 수직방향철근을 배치해야 하며, 인접하는 수평방향철근의 겹침이음

이 동일한 위치에 있지 않도록 엇갈리게 배치해야 한다.

(3) KDS 24 14 21(4.1)의 극한한계상태 설계와 KDS 24 14 21(4.6.8)의 부재 상세 규정에 따른다.

제2권 교량

604

4.3.5 중공원형교각

(1) 일반사항

(가) 중공원형 교각은 일반적인 원형기둥에 적용하는 규정 이외에, 이 절의 규정을 추가로 적용하

여 설계해야 한다.

(나) 중공원형 교각에서 중공치수비는 단면의 최대지름에 대한 중공지름의 비율로 정의한다.

(다) 중공원형 교각의 축력비는 콘크리트 설계기준압축강도와 콘크리트 단면적의 곱에 대한 축력

의 비율로 정의한다.

(2) 중공원형 교각의 단면구분

(가) 중공원형 교각의 단면은 극한상태에서의 중립축의 위치에 따라 그림 4.2와 같이 압축 지배단

면과 휨 지배단면으로 구분한다.

(나) 극한상태에서 중립축의 위치가 중공단면의 중공부에 존재하여, 벽체두께에 걸쳐 압축응력을

받는 단면을 압축 지배단면으로 정의한다.

(다) 극한상태에서 중립축의 위치가 벽체두께의 내부, 즉 단면의 외측 면과 내측 면 사이에 존재하

는 단면을 휨 지배단면으로 정의한다.

(라) 극한상태에서의 중립축 위치는 일반적인 축력-휨 강도해석이나 모멘트-곡률 해석 등 엄밀한

해석에 의하여 결정할 수 있다.

(마) 단면의 분류를 해석에 의하지 않는 경우, 축력비가 0.1 이하이고 중공치수비가 0.5 이하인

경우에는 휨 지배단면으로 분류할 수 있다.

(a) 압축 지배단면 하중 (b) 휨 지배단면

<그림 4.2> 극한한계상태에서의 중립축 위치에 따른 단면구분

(3) 축방향철근과 횡방향철근의 배치

(가) 중공원형 교각의 압축 지배단면은 벽체단면의 외측 면과 내측 면에 인접한 위치에 축방향 철

근과 횡방향철근을 배치해야 한다.

(나) 중공원형 교각의 휨 지배단면은 벽체단면의 외측 면과 내측 면에 인접한 위치에 축방향철근

과 횡방향철근을 배치하거나, 벽체단면의 외측 면에 인접한 위치에만 축방향철근과 횡방향

철근을 배치할 수 있다.

(다) 중공원형 교각의 횡방향철근은 벽체단면에서 콘크리트 단면의 심부와 축방향철근을 감싸도록

배치해야 한다.

(라) 벽체단면 외측과 내측의 축방향철근을 감싸는 보강띠철근의 배치는 4.3.5,(4)에 따른다.

제8-4편 내진 설계

605

(4) 소성힌지구역에서의 심부구속 횡방향철근량 및 철근상세

(가) 중공원형 교각의 심부구속 후프철근은 나선철근이나 완전원형후프, 또는 4.3.3(5)(사)를 만족

하는 띠철근을 사용해야 한다.

(나) 표 1.6의 응답수정계수를 적용한 완전연성설계에서는 식 4.14에 따라 소요 나선철근비를 계

산하여 벽체단면 외측의 축방향철근을 감싸도록 심부구속철근을 배치해야 한다.

(다) 4.3.6을 적용한 연성도 내진설계에서는 4.3.6(2)와 4.3.6(3)의 규정에 따라 소요 나선철근비

를 계산하여 벽체단면 외측의 축방향철근을 감싸도록 심부구속철근을 배치해야 한다.

(라) 벽체단면 외측의 축방향철근을 감싸는 심부구속철근은 식 4.12 또는 식 4.22에 따라 심부구

속철근의 지름과 수직간격을 결정해야 한다. 단, 중공원형 교각에서는 식 4.12 또는 식 4.22

의  를 외측 심부구속철근의 외측표면을 기준으로 형성되는 원형의 지름으로 해야 한다.

(마) 휨 지배단면에서 단면의 내측에 축방향철근이 배치되지 않은 경우에는, 내측의 축방향철근을

감싸는 심부구속철근을 배치할 필요가 없다.

(바) 휨 지배단면에서 단면의 내측에도 축방향철근이 배치된 경우에는, 내측의 축방향철근을 감싸

는 횡방향구속철근을 KDS 24 14 21의 규정에 따라 배치해야 한다.

(사) 압축 지배단면은 외측의 축방향철근을 감싸는 심부구속철근과 동일한 지름과 간격으로 내측

의 축방향철근을 감싸는 심부구속철근을 배치해야 한다. 단, 외측 심부구속철근 수직 간격의

2배가 내측 축방향철근 지름의 6배 이하인 경우에는, 내측 심부구속철근의 수직간격을 외측

심부구속철근 간격의 2배로 배치할 수 있다.

(아) 중공원형 교각의 심부구속 횡방향철근상세는 4.3.3(5)의 (가)와 (사)의 규정 외에 이 절의

(자) ~ (타)의 규정을 따라야 한다.

(자) 중공원형 교각에서 심부구속철근의 호칭지름이 이 절의 (라)에 정의된 의 1/125배 이상인

경우에는 벽체단면 외측과 내측의 축방향철근을 감싸는 보강띠철근을 배치할 필요가 없다.

(차) 중공원형 교각에서 심부구속 후프철근의 호칭지름이 이 절의 (4)에 정의된 의 1/125배 미

만인 경우에는 벽체단면 외측과 내측의 축방향철근을 감싸는 보강띠철근을 배치해야 한다.

이때 보강띠철근은 심부구속 후프철근과 동일한 지름의 철근을 사용해야 한다.

(카) 심부구속 보강띠철근 상세는 4.3.3,(5)의 (라)에 따르며, 중공원형 교각에서는 보강 띠철근간

의 수평간격이 외측 심부구속철근의 위치에서 심부구속 후프철근 호칭지름의 30배를 초과하

지 않도록 해야 한다.

(타) 심부구속 보강띠철근은 축방향철근을 감싸도록 배치해야 하며, 단면 내측에 축방향철근이 배

치되지 않은 경우에는 보강띠철근의 배치를 위한 조립용 철근을 축방향으로 배치해야 한다.

(파) 보강띠철근을 연속적으로 같은 축방향철근에 걸리게 할 경우에는 90° 갈고리가 연달아 걸리

지 않도록 연속된 보강띠철근의 양단을 바꿔주어야 하며, 휨지배단면의 경우에는 90° 갈고리

가 내측 축방향철근에만 걸리도록 배치하는 방법과 90° 갈고리가 연달아 걸리지 않도록 연

속된 보강띠철근의 양단을 바꿔주는 방법 중 하나를 적용해야 한다.

(5) 중공원형 교각의 설계전단강도

(가) 중공원형 교각의 설계전단강도는 표 1.6의 응답수정계수를 적용한 완전연성설계나 4.3.6을

제2권 교량

606

(5) 중공원형 교각의 설계전단강도

“중공원형 콘크리트 교각 연성도와 설계변수 상관관계 검증 실험연구(2010)”결과로 극한상

태에서의 중립축 위치가 벽체두께의 내부, 즉 단면의 외측 면과 내측 면 사이에 존재하는 휨

지배단면에서는 내측면에 가까이 배치된 철근이 큰 역할을 하지 못한다는 것이 밝혀져서 축

방향철근을 배치하고 내측면에는 축방향철근을 배치하지 않는 설계도 가능하게 하였다.

“중공단면 교각 소성설계 기준정립 연구(2012)”결과로 극한상태에서의 중립축 위치가 중공

내부에 존재하고 축방향철근 배근이 단면 내측과 외측에 2열로 배근된 경우 압축력에 저항하

는 콘크리트 단면의 외측면과 내측면으로 압력이 퍼지기 때문에 콘크리트 압축파괴에 의한

급작스런 파괴거동을 막기 위한 적절한 횡구속력이 필요하다. 따라서 압축지배단면에는 심부

구속 횡방향 철근을 내측과 외측에 배치해야 한다.

원형중공 철근콘크리트 교각 단면이 중실단면과 동등 이상의 연성능력을 발휘하기 위해서는

소성힌지구역에 적절한 양의 심부구속 횡방향 철근을 배치해야 한다.

4.3.6 철근콘크리트 기둥의 연성도 내진설계

적용한 연성도 내진설계의 구분 없이, 모두 4.3.2,(6)의 규정에 따른다.

(나) 휨 설계에서 표 1.6의 응답수정계수가 적용된 교각에 대하여는, 소성힌지구역의 전단강도를

검토할 때 콘크리트에 의한 전단강도는 KDS 24 14 21[4.1.2.3(1)]에서 KDS 24 14

21[4.1.2.3(3)]까지의 규정에 따라 결정해야 한다

(다) 정착이 된 보강띠철근은 4.3.5(5)(나)의 전단강도 계산에 포함할 수 있다.

(1) 적용범위

(가) 이 절의 규정은 일반 교량의 내진설계에 적용한다.

(나) 이 절의 규정은 콘크리트의 설계기준 압축강도가 50 MPa 이하인 철근콘크리트 기둥의 내진

설계에 적용한다.

(다) 이 절의 규정은 기둥 형식의 교각(단일기둥, 다주가구, 말뚝가구)에 대한 설계로서 1.6.4의

응답수정계수, 4.3.3(4)의 심부구속철근량, 4.3.2(5)(나)와 (다)의 소성힌지구역 전단설계에

대한 규정을 대신하여 적용할 수 있다.

(라) 이 절의 규정은 4.3.3(1)에서 규정하는 최대단면치수에 대한 순높이의 비 제한값에 무관하게

모든 기둥에 적용할 수 있으며, 4.3.3(2)에서 규정하는 단부구역에 적용한다.

(마) 이 절의 규정에 따라 설계되는 횡방향철근의 배근구간과 철근상세는 4.3의 해당 규정에 따

제8-4편 내진 설계

607

른다.

(2) 소요연성도

(가) 기둥의 소요연성도는 다음과 같이 결정해야 한다.

① 원형단면 : 기둥 단면의 두 주축(강축과 약축)에 대한 소요연성도 중 큰 값으로 결정

② 원형 이외의 단면 : 기둥 단면의 두 주축(강축과 약축)에 대해 각각의 소요연성도를 독립

적으로 결정

(나) 소요 응답수정계수는 식 4.17에 따라 결정한다. 지진하중에 따른 탄성지진모멘트는 4.3.2 (2)

의 휨강성을 적용한 탄성해석을 수행하여 결정하며, 1.7.4의 규정에 따라 조합해야 한다.

Rreq  Mn

Mel

(4.17)

여기서,

Rreq : 소요 응답수정계수

Mel : 지진하중을 포함한 하중조합에 따른 기둥의 탄성모멘트

Mn : 4.3.2(4)의 규정에 따른 기둥의 설계휨강도

(다) 4.3.3(2)에 규정된 단부구역 중에서 소요 응답수정계수가 1.0 이하인 단부구역은 4.3.2(5)

(나)와 4.3.2(6)에 따라 전단강도를 검토해야 하며, 횡방향철근은 4.3.3(3)의 해당 요구조건

을 만족해야 한다.

(라) 소요 응답수정계수가 1.0 이상인 소성힌지구역의 소요 변위연성도  는 식 4.18에 따라 결

정한다. 교량의 주축방향 1차 모드 주기  가 상한통제주기   의 1.25배보다 작은 경우에

는 변위연성도-응답수정계수 상관계수 λ  을 식 4.19에 따라 결정하며, 그 외에는 1.0으

로 한다.   는 1.8.2의 표준설계응답스펙트럼에 정의되어 있다.

△  λDRRreq (4.18)

DR    Rreq

 T

Ts

 Rreq



(4.19)

(마) 소요 변위연성도의 최대값은 식 4.20에 따라 결정한다.

△   Lsh  ≤ 5.0 (4.20)

(바) 소요 곡률연성도  는 식 4.21에 따라 결정해야 한다.

  

  Ls

h 

  





  L s

h 

 

(4.21)

여기서,

h : 고려하는 방향으로의 단면 최대 두께

Ls : 기둥 형상비의 기준이 되는 기둥 길이(캔틸레버로 거동하는 방향에 대하여는 기둥 하단

에서 수평하중이 작용하는 위치까지의 길이, 다주가구에서 골조로 거동하는 방향에 대

제2권 교량

608

하여는 기둥 순높이의 1/2)

(3) 심부구속 횡방향철근량

(가) 기둥에서 소요 응답수정계수가 1.0을 초과하는 소성힌지구역의 콘크리트 심부는 이절에서 규

정하는 소요 철근량 이상의 횡방향철근으로 구속해야 한다.

(나) 원형기둥의 나선철근비  는 식 4.22로 정의되는 체적비로서, 소요 나선철근비는 식 4.23에

서 식 4.26 까지를 적용하여 결정한다.

  d ss

Asp

(4.22)

여기서,

 : ds 를 기준으로 결정된 콘크리트 심부 부피에 대한 나선철근 체적비

Asp : 나선철근의 단면적(mm²)

ds : 나선철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수(mm)

ds : 나선철근의 수직간격(mm)

s  fyh

fck

  (4.23)

      fckAg

Pu

    (4.24)

  

fy

  (4.25)

       (4.26)

여기서,

fck : 콘크리트의 설계기준 압축강도(MPa)

fyh : 횡방향철근의 설계기준 항복강도(MPa)

fy : 축방향철근의 설계기준 항복강도(MPa)

Ag : 기둥의 총단면적(mm²)

Pu : 기둥의 계수축력(N)

 : 소요 곡률연성도

 : 기둥의 축방향철근비

(다) 원형기둥에서 심부구속철근으로 원형띠철근을 사용하는 경우, 원형후프띠철근을 용접 또는

기계적 연결장치 등으로 연결하거나, 보강띠철근을 추가하여 정착단에서 슬립이 발생하지 않

게 함으로써 나선철근과 동등한 심부구속효과를 발휘할 수 있다면, 완전원형후프로 인정하여

나선철근식을 사용할 수 있다.

(라) 사각형기둥에서 심부구속 횡방향철근의 총 소요 단면적   는 식 4.27로 결정한다.

제8-4편 내진 설계

609

Ash  hcfyh

fck

  (4.27)

여기서,

α : 띠철근의 수직간격(mm)

Ash : 수직간격이 α이고, 심부의 단면치수가 hc인 단면을 가로지르는 보강띠철근을 포

함하는 횡방향철근의 총단면적(mm²). 직사각형 기둥의 두 주축 모두에 대하여 별

도로 계산해야 한다.

hc : 띠철근 기둥의 고려하는 방향으로의, 띠철근 외측표면을 기준으로 한 심부의 단면

치수(mm)

(4) 전단 설계

(가) 이 절의 규정에 따라 변위연성도를 고려하여 콘크리트 교각의 전단강도를 검토할 때에는,

1.0의 재료계수를 적용하여 설계전단강도를 결정해야 한다.

(나) 설계전단력은 1.6.4(1)에 따라  계수를 1.0으로 하여 결정된 탄성전단력과 4.3.2(5)에 규정

된 교각의 최대 소성힌지력 중 작은 값으로 한다.

(다) 단부구역의 공칭전단강도는 식 4.28에 따라야 하며, 단부구역을 제외한 구역의 공칭전단강도

는 4.3.2(6)의 규정에 따른다.

Vn  Vc  Vs  Vp (4.28)

여기서,

Vc : 콘크리트에 의한 공칭전단강도

Vs : 전단철근에 의한 공칭전단강도

Vp : 축력 작용에 의한 공칭전단강도

(라) 콘크리트에 의한 공칭전단강도는 전단강도를 검토하는 기둥의 주축에 대한 소요 변위연성도

 를 고려하여 식 4.29에 따라 계산해야 한다. 소요 변위연성도가 2.0 이하인 경우에는 계

수 k로 0.3을 적용하며, 소요 변위연성도가 2.0을 초과하는 경우에는 식 4.30에 따른 값을

적용해야 한다. 전단 유효단면적   는 원형단면과 사각형단면에 대하여 기둥총단면적의 0.8

배를 적용하며, I형 단면이나 사각형 중공단면과 같이 복부가 구분되는 단면은 복부폭과 유효

깊이의 곱( )을 적용한다.

Vc  kfck Ae (4.29)

k         (4.30)

(마) 전단철근에 의한 공칭전단강도를 결정할 때 사각형 띠철근단면에 대해서는 식 4.31, 원형단

면의 나선철근 또는 원형 후프띠철근에 대해서는 식 4.32을 적용한다. 원형 후프띠철근에 보

강띠철근이 추가된 경우에는 식 4.33로 계산되는 보강띠철근에 의한 공칭전단강도를 추가할

수 있다.

Vs  s

AvfyhDc

(4.31)

제2권 교량

610

(1) 적용범위

우리나라와 같은 중약진 지역은 유럽이나 뉴질랜드와 같이 철근상세는 내진상세를 유지하면

서 심부구속 철근량은 연성 요구량에 따라 감소시키는 효율적인 내진설계가 가능하다. 따라

서 도로교의 내진설계는 완전연성 설계법과 4.3.6에서 규정하는 연성도 내진설계법 중 하나

를 설계자가 선택하여 철근콘크리트 기둥을 설계할 수 있다.

Vs  



s

AspfyhDc

(4.32)

Vs  s

Actfyhlct

(4.33)

여기서,

Av : 전단철근으로 작용하는 띠철근의 단면적(mm²)

Asp : 나선철근 또는 원형 후프띠철근의 단면적(mm²)

Act : 원형단면에 배근되는 보강띠철근의 단면적(mm²)

Dc : 고려하는 방향의 심부콘크리트 단면 치수로서, 원형단면에서는 원형후프띠철근이나

나선철근 중심 간의 심부콘크리트 지름, 사각형 단면에서는 전단철근으로 작용하는

방향으로의 철근 길이로서 철근 단면의 중심을 기준으로 한 심부콘크리트 치수

(mm)

fyh : 띠철근 또는 나선철근의 항복강도(MPa)

lct : 원형단면에 배근되는 보강띠철근에서 갈고리 부분과 연장길이를 제외한 길이(mm)

s : 띠철근 또는 나선철근의 수직간격(mm)

(바) 축력 작용에 의한 공칭전단강도는 식 4.34를 적용한다.

Vp  Ls

Puh

(4.34)

여기서,

Pu : 교각의 최소 계수축력(N)

h : 고려하는 방향으로의 단면 최대 두께

Ls : 기둥 형상비의 기준이 되는 기둥 길이(캔틸레버로 거동하는 방향에 대하여는 기둥

하단에서 수평하중이 작용하는 위치까지의 길이, 다주가구에서 골조로 거동하는

방향에 대하여는 기둥 순높이의 1/2

제8-4편 내진 설계

611

(2) 소요연성도

중약진지역 교량에서 교각의 설계강도는 지진하중조합보다 일반하중조합으로 결정되는 경우

가 있다. 이러한 경우에도 KDS 24 17 11에 따라 3 또는 5의 상수로 응답수정계수를 적용하

고 심부구속 철근을 배근하는 것은 매우 비경제적인 설계가 된다. 4.3.6에서 규정하는 연성

도 내진설계에서는 일반하중조합에 따른 휨모멘트에 대하여 축방향 철근을 배근하는 기둥

단면의 강도설계를 수행하고, (나)의 규정과 같이 기둥의 탄성지진모멘트와 휨설계강도의 비

율로 소요 응답수정계수를 구한다. 이때 내진설계에서는 강도감소계수로 1.0을 적용한다.

소요응답수정계수로부터 소요 변위연성도로의 변환은 (라)의 규정에 따른다. 여기에 적용된

식들은 ATC/MCEER 내진설계기준(2001)에서 탄성변위와 비탄성변위의 관계를 나타내는

규정으로 채택된 식을 기본으로 한 것이다. 통제주기는 탄성지진응답계수가 최대 제한 값과

같은 최대주기를 의미한다. 교량의 주기가 통제주기의 1.2배 이상인 장주기(long period)인

경우에는 동일변위원리(equal displacement principle)을 적용한 것이며, 통제주기의 1.2

배보다 작은 단주기(short period)인 경우에는 동일에너지원리(equal energy principle)를

적용한 값을 지나도록 보간한 것이다.

소요 변위연성도로부터 소요 곡률연성도로의 변환은 (바)의 규정에 따른다. 여기서   는 기

둥 형상비의 기준이 되는 기둥 길이로서, 기둥 단부의 구속조건을 고려한 것이다.

또 기존의 응답수정계수를 적용하지 않는 설계는 소요변위연성도를 1.0으로 적용한 연성도

설계규정을 적용하도록 하여 연성도 설계와 통합하였다.

(4) 전단 설계

철근콘크리트 교각은 축방향 철근량과 횡방향 철근량의 비율, 축력의 크기, 전단지간-두께

비율(M/VD, 또는 형상비-aspect ratio)에 따라 파괴거동이 다르다. 이러한 변수들 중 파괴

거동에 가장 큰 영향을 주는 인자는 전단지간-두께 비율로서, 일반적으로 전단지간-두께 비

율(캔틸레버 교각은 형상비와 동일함)이 1.5 ~ 3.0 내외인 교각의 경우는 초기에는 휨 거동을

보이다가 최종단계에서는 전단에 의해 파괴되는 휨-전단 거동을 보인다. 이러한 형상비의 교

각이 Loma Prieta 지진(1989), Northridge 지진(1994), Kobe 지진(1995) 등에서 전단

또는 휨-전단 복합 거동에 의하여 파괴된 사례가 보고 된 후, 국내외에서 합리적인 새로운

전단설계법이 개발되었다.

이 절의 전단강도 규정은 변위와는 무관하게 전단강도를 검토하는 기존의 전단설계법과는

제2권 교량

612

달리 변위 연성도를 고려하여 전단강도가 변화하는 전단성능곡선 모델을 적용한 설계법으로

서 CALTRANS(2006)의 규정과 개념적으로 동일한 것이다. 이와 같은 개념은 교각의 내진설

계 뿐만 아니라 기존 교각의 내진성능평가에도 유용하게 적용되고 있다.

4.4 지진격리 교량의 설계

4.4.1 일반사항

(1) 이 절의 설계 규정들은 수평방향으로 지진 격리시키는 시스템에 대해서만 고려되었으며, 수직방향

에 대해서는 강체라고 가정한다.

(2) 이 절의 규정들은 외부 에너지를 이용하지 않는 지진격리시스템에만 적용한다.

이 절은 신설되는 지진격리 교량의 설계에 적용한다,

도로법에서 규정하는 도로상에 건설하는 지간 200 m 이하의 교량에 적용하는 것을 원칙으

로 한다.

그러나 지간이 200 m가 넘는 경우의 특수한 형식의 교량(아치교 등)은 이 절의 설계 개념

및 원칙을 준수하고 적절한 보정을 한 지진격리 교량 설계 기준을 작성하여 설계할 수 있다.

4.4.2 지진격리 설계의 기본 방침

4.4.2.1 일반사항

이 코드는 설계지진에 대한 요구 내진성능의 확보를 위해 지진격리받침을 적용한 경우에 필요한 최소

설계요구조건을 규정한다.

지진에 의하여 교량이 입는 피해를 방지하는 방법은 내진 · 면진 · 제진 등의 방법이 있는데,

이 절의 내용은 면진개념의 설계로 지진에 의한 교량의 피해를 최소화하기 위해 지진격리받

침을 사용하여 지진에 의한 상부 구조의 수평력을 하부 구조에 최소로 전달시킴으로 교량의

안전성을 확보하는 설계 방법에 대한 설명이다.

제8-4편 내진 설계

613

4.4.2.2 기본 개념

지진격리받침을 적용 시 다음 사항을 충분히 검토해야 한다.

(1) 지진격리받침의 적용은 교량의 장주기화 혹은 지진 에너지 흡수 성능 향상 효과를 상시와 지진 시

의 양 측면에서 검토해야 한다.

특히, 다음의 조건에 해당하는 경우에는 지진격리받침을 적용하지 않는 것으로 한다.

(가) 하부구조가 유연하여 고유주기가 긴 교량

(나) 기초 주변의 지반이 연약하고, 지진격리받침의 적용에 따른 교량 고유주기의 증가로 지반과

교량의 공진 가능성이 있는 경우

(다) 받침에 부반력이 발생하는 경우

(2) 교량의 장주기화로 인한 지진 시 상부구조의 변위가 교량의 기능에 악영향을 주지 않도록 해야

한다.

(3) 지진격리받침은 단순한 구조로 작동하면서 역학적 거동이 명확한 범위에서 사용해야 한다.

또한, 지진 시의 반복적인 횡변위와 상하 진동에 대하여 안정적으로 거동해야 한다.

(4) 지진격리받침을 적용 시 에너지흡수성능의 향상에 의한 감쇠성의 향상과 지진력의 분산에 중점을

두어야 하고, 과도한 장주기화를 도입해서는 안 된다.

(5) 지진격리받침은 앵커볼트에 의해서 확실하게 하부 구조에 정착되어야 하며, 교체가 가능한 구조로

설치해야 한다.

(6) 지진격리교량은 설계에서 제시된 변위가 허용될 수 있도록 하부구조 등 주요 구조물 사이에 충분

한 유간이 설치되도록 한다.

지진격리 설계는 수평 지진력에 의한 지진 시 교량의 가속도응답을 줄일 목적으로 주로 상

부구조와 하부구조 사이에 지진격리받침을 적용하여 요구되는 내진성능을 확보하는 방법

이다.

이때 지진격리받침은 교량의 고유주기를 길게 함으로서 교량에 작용하는 지진력을 줄여주

고, 지진 에너지 흡수성능 향상을 통하여 지진 시 가속도응답을 감소시키는 역할을 한다.

지진격리 설계 시 사용되는 지진격리장치는 이 절에서 규정하고 있는 지진격리받침 이외에

도 그 특성의 안전성이 확인된 각종 감쇠기, 낙교방지장치, 지진보호장치 등에 의하여 보다

발전된 설계를 할 수 있다.

지진 격리 교량의 구조는 다음의 3가지 조건을 동시에 만족하는 것을 대상으로 한다.

(1) 어느 일정 값 이상의 지진력에 대해서 고유주기를 길게 하는 것에 의하여 지진력을 감소하는

것을 목적으로 지진격리 받침을 이용하여 교량을 유연하게 지지한다.

(2) 장주기화 하는 것만으로는 지진 시 교량에 발생되는 변위가 과도하게 되기 때문에 댐퍼를

적용하여 사용상 문제가 되지 않도록 변위를 저감한다.

제2권 교량

614

(3) 풍하중이나 제동하중 등에 의하여 교량의 사용성에 영향을 미치는 진동이 발생하지 않도록

저항력을 갖게 하기 위해 아이소레이터 또는 댐퍼에 필요한 강성을 갖도록 한다.

지진격리교량은 상부구조와 하부구조 간 또는 기초와 교각 본체 간을 유연하게 결합하여 양

자 간에 상대 변위가 생기기 쉽게 하는 것에 의하여 교량에 작용하는 지진력의 저감을 얻는

다. 따라서, 기초 주변 지반이 지진 시에 불안정하다는 것이 예측되는 경우에는 지진 격리

효과를 얻을 수 없는 경우도 발생되므로 지진격리교량 형식을 채택하면 안 된다.

일반적으로 지진격리교량 형식에 적합한 조건은 아래와 같다.

(가) 지반이 견고하고, 기초 주변 지반이 지진 시에 안정한 경우

(나) 하부구조의 강성이 크고 교량의 고유 주기가 짧은 경우

(다) 다경간 연속교

4.4.3 지진격리교량의 유효수평지반가속도

일반교량의 내진설계에 사용되는 유효수평지반가속도가 지진격리교량의 내진설계에도 동일하게 사용

한다.

4.4.4 지진격리교량의 내진등급과 설계지진수준

지진격리교량의 내진등급과 설계지진수준은 일반 교량의 규정과 동일한 규정을 적용한다.

4.4.5 지진격리교량의 지반분류 및 지반계수

(1) 지진격리교량의 지진하중을 결정하는데 사용되는 지반종류는 표 4.1과 같다.

(2) 지반종류에 따른 지진격리교량의 지반 계수 Si는 표 4.2와 같다.

지반

종류

지반종류의

호칭

지표면 아래 30 m 토층에 대한 평균값

전단파속도

(m/sec)

표준관입시험

(N치)1)

비배수전단강도

(kPa)

Ⅰ

경암지반

보통암지반

760 이상 - -

<표 4.1> 지반의 분류

제8-4편 내진 설계

615

일반교량에 적용하는 지반분류와 설계응답스펙트럼은 우리나라의 지반특성 및 지진환경 특

성을 반영하여 연구를 통하여 새롭게 도출된 것을 기준에서 채택하고 있다. 따라서 이들

지반분류와 설계응답스펙트럼을 지진격리교량에도 동일하게 적용하는 것이 당연하다. 그러

나 지진격리교량의 경우 지진격리모드에 따른 설계응답스펙트럼의 보정 등 일반교에서는

적용하지 않는 규정들이 있다. 이들 보정에 대해서는 연구가 수행도지 않아서 현 시점에서

는 합리적으로 보정할 수 없다. 이에 보정 등에 관한 연구성과가 축적될 때까지 한시적으로

기존의 규정을 적용하며, 향후 연구성과가 축적되면 이를 반영한다.

<표 4.2> 지진격리교량의 지반 계수 Si

지진격리교량의 지반 계수

지반 종류

Ⅰ Ⅱ Ⅲ Ⅳ

Si 1.0 1.5 2.0 2.7

지반

종류

지반종류의

호칭

지표면 아래 30 m 토층에 대한 평균값

전단파속도

(m/sec)

표준관입시험

(N치)1)

비배수전단강도

(kPa)

Ⅱ

매우 조밀한 토사지반

또는 연암지반

360 에서 760 ＞ 50 ＞ 100

Ⅲ 단단한 토사지반 180 에서 360 15 에서 50 50 에서 100

Ⅳ 연약한 토사지반 180 미만 ＜ 15 ＜ 50

Ⅴ 부지 고유의 특성평가가 요구되는 지반2)

주 1) 비점착성 토층만을 고려한 평균 N치

주 2) 지반종류Ⅴ는 부지의 특성 조사가 요구되는 다음 경우에 속하는 지반으로서, 전문가가 작성한 부지

종속 설계응답스펙트럼을 사용해야 한다.

① 액상화가 일어날 수 있는 흙, 퀵클레이와 매우 민감한 점토, 붕괴될 정도로 결합력이 약한 붕괴

성 흙과 같이 지진하중 작용 시 잠재적인 파괴나 붕괴에 취약한 지반

② 이탄 또는 유기성이 매우 높은 점토지반

③ 매우 높은 소성을 갖은 점토지반

④ 층이 매우 두꺼우며 연약하거나 중간 정도로 단단한 점토

제2권 교량

616

4.4.6 지진격리교량의 응답수정계수

(1) 지진격리교량의 각 부재와 연결 부분에 대한 설계지진력은 4.4.7에서 산출된 등가 지진력을 표

4.3의 지진격리교량의 응답수정계수로 나눈 값으로 한다.

<표 4.3> 지진격리 교량의 응답수정계수, Ri

하부 구조 Ri 연결 부분 Ri

벽식 교각 1.5 상부 구조와 교대 0.8

철근 콘크리트 말뚝 가구(Bent)

1. 수직 말뚝만 사용한 경우 1.5

2. 한개 이상의 경사말뚝을 사용한 경우 1.5

상부 구조의 한 지간 내의 신축이음 0.8

단일 기둥 1.5

기둥, 교각 또는 말뚝 가구와 캡빔

또는 상부 구조 1.0

강재 또는 합성 강재와 콘크리트 말뚝가구

1. 수직 말뚝만 사용한 경우 2.5

2. 한개 이상의 경사 말뚝을 사용한 경우 1.5 기둥 또는 교각과 기초 1.0

다주 가구 2.5

(2) 하부구조의 경우 축방향력과 전단력은 응답수정계수로 나누지 않는다.

(3) 앞 절의 내진설계를 위해 추가로 규정한 설계 요건을 충족시키지 못하는 경우에는 하부구조와 연

결부분에 대한 응답수정계수는 각각 1.0과 0.8을 넘지 못한다.

이때, 지진응답해석을 통하여 설계 지진 시에 하부구조가 탄성 범위 내에서 거동함을 확인해야 하

고, 철근콘크리트기둥의 철근상세는 4.3.3을 만족시켜야 한다.

4.4.7 해석방법

4.4,7.1 일반 사항

(1) 지진격리교량의 지진해석에 사용하는 해석법은 아래의 네 가지 해석법 또는 발주처가 인정하는 검

증된 정밀 해석법을 사용할 수 있다.

(가) 등가 정적 하중법

(나) 단일 모드 스펙트럼 해석법

(다) 다중 모드 스펙트럼 해석법

(라) 응답(시간)이력 해석법

(2) 교량 해석은 지진격리받침의 특성을 고려하여 수행한다.

(3) 지진격리받침의 비선형 거동을 단순화하기 위해서 이중 선형 모델을 사용할 수 있다.

제8-4편 내진 설계

617

지진격리받침의 유효강성 Keff 및 지진격리시스템의 등가감쇠비 βi는 원칙적으로 식 4.35

및 식 4.36에 따라 산출한다.

해석에 사용되는 지진격리받침의 유효 강성은 설계 변위에서 계산되어야 한다.

Keff = (Fp - Fn) / (dp - dn) (4.35)

βi = (전체 EDC 면적) / [2π×Σ(Keff×di

2)] × 100% (4.36)

여기서, Fn : 지진격리장치의 원형시험 시, 한 cycle 동안의 최대 부변위량 발생 시 수평력

Fp : 지진격리장치의 원형시험 시, 한 cycle 동안의 최대 양변위량 발생 시 수평력

dn : 지진격리장치의 원형시험 시, 한 cycle 동안의 최대 부변위

dp : 지진격리장치의 원형시험 시, 한 cycle 동안의 최대 양변위

di : 고려하고 있는 방향에 대한 강성 중심에서의 등가 지진력에 의한 지진 시설계변위

EDC : 한 cycle 당 소산된 에너지

변위 변위

<그림 4.3> 지진격리받침의 유효 강성 및 지진격리시스템의 등가감쇠비

유효 주기가 3초보다 긴 교량 또는 등가감쇠비가 30%를 초과하는 지진격리받침을 사용하

는 경우에 지진격리받침의 비선형성을 고려한 응답(시간)이력해석을 수행해야 하며, 교각의

비선형 거동이 예상되는 경우에는 교각의 비선형성도 고려해야 한다.

4.4.7.2 등가 정적 하중법

등가 지진력은 다음과 같다.

Fe = Cs×W (4.37)

여기서, Fe : 등가 지진력

W : 상부 구조물의 총중량

제2권 교량

618

등가 지진력을 결정하기 위해서 사용되는 탄성 지진 응답 계수 Cs는 식 4.38에 따라 구할

수 있다.

단, Cs값은 2.5S보다 크게 취할 필요는 없다.

Cs = (Keff × d) / W = (S × Si) / (Teff × B) (4.38)

지반에 대한 상부 구조의 총 변위 d는 식 4.39에 의해서 구할 수 있다.

d = (250 × S × Si × Teff) / B(mm) (4.39)

여기서, B는 표 4.4로부터 구한다.

유효주기 Teff는 식 4.40에 의해서 구할 수 있다.

Teff = 2π × √[W/(Keff×g)] (4.40)

여기서, Keff는 지진격리교량의 유효강성이다.

<표 4.4> 지진격리교량의 감쇠계수 B

지진격리교량의

감쇠계수

지진격리시스템의 등가감쇠비 β(%)

≤ 2 5 10 20 30

B 0.8 1.0 1.2 1.5 1.7

4.4.7.3 단일모드 스펙트럼 해석법

등가정적지진하중 Pe(x)는 다음과 같다.

Pe(x) = ω(x) × Cs (4.41)

여기서, Pe(x) : 등가정적지진하중의 단위길이 당 하중강도

ω(x) : 상부구조의 단위길이 당 고정하중

Cs : 식 4.38에 의해서 계산되는 탄성지진응답계수

종방향 및 횡방향 지진에 의한 부재의 단면력과 처짐을 계산하는 등가정적지진하중은 지진

격리받침의 변위에 의하여 4.4.7.2에 따라 결정된 등가지진력을 사용하여 수평 2축 방향을

따라 구하고, 탄성지진력의 조합방법을 사용한다.

제8-4편 내진 설계

619

4.4.7.4 다중모드 스펙트럼 해석법

탄성지진응답계수 Csi는 다음과 같다.

Csi = (S × Si)/Ti (Ti ≤ 0.8Teff) (4.42)

Csi = (S × Si)/(Ti × B) (Ti ＞ 0.8Teff) (4.43)

여기서, Csi : i번째 모드의 탄성지진응답계수

Ti : i번째 모드의 주기

단, Csi 값은 2.5S보다 크게 취할 필요는 없다.

직교하는 지진력의 조합은 직교지진력의 조합 방법을 사용한다.

지진격리교량의 탄성지진응답계수는 아래 그림과 같다.

0.4

0.3

0.2

0.1

CsiT i

SSi

 Teff

CsiT iB

SSi

지진격리교량의 유효주기 Teff

0

0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

지진격리모드

주기 (초)

탄성지반응답계수

<그림 4.4> 지진격리교량의 탄성지진응답계수

4.4.7.5 응답(시간) 이력 해석법

지진이력해석이 요구되는 지진격리교량의 경우에는 다음의 조건들을 적용해야 한다.

(1) 지진격리받침의 비선형 특성을 고려해야 하며, 교각이 비선형 거동을 하는 경우에는 이의 비선형

특성도 고려해야 한다.

(2) 응답(시간)이력해석을 위한 지진입력시간이력은 그림 4.5에 나타낸 감쇠율 5%에 대한 설계 지반

응답 스펙트럼에 부합되도록 실제 기록된 지진 운동을 수정하거나 인공적으로 합성된 최소한 4세

제2권 교량

620

<표 4.5> 가속도시간이력 구간선형 포락함수에 대한 지진규모별 지속시간(단위 : 초)

지진규모 상승시간(tr) 강진동지속시간(tm) 하강시간(td)

7.0 이상 ~ 7.5 미만 2 12.5 13.5

6.5 이상 ~ 7.0 미만 1.5 9 10.5

6.0 이상 ~ 6.5 미만 1 7 9

5.5 이상 ~ 6.0 미만 1 5.5 8.0

5.0 이상 ~ 5.5 미만 1 5 7.5

트 이상의 지진운동을 작성하여 사용해야 한다.

(3) 작성된 시간이력이 설계지반응답스펙트럼에 부합되기 위해서는 작성된 시간이력의 평균응답 스펙

트럼이 다음 요건을 만족해야 한다.

① 다수의 인공합성가속도시간이력으로부터 계산된 5 % 감쇠비 응답스펙트럼의 평균은 전체 주기

영역에서 표준설계응답스펙트럼의 90 % 보다 작아서는 안 된다.

② 다수의 인공합성가속도시간이력으로부터 계산된 5 % 감쇠비 응답스펙트럼의 평균은 0.04초에

서 10초 사이의 주기영역에서 표준설계응답스펙트럼의 130 % 보다 커서는 안 된다.

③ 어떤 두 개의 가속도시간이력 간의 상관계수는 0.16을 초과할 수 없다.

(4) 시간이력의 지속시간은 지진의 규모와 특성, 전파경로 및 부지의 국지적인 조건이 미치는 영향을

고려해야 하며, 지진규모에 따른 구간선형 포락함수의 형상과 지속시간은 그림 4.5 및 표 4.5

와 같다. 이때 강진동지속시간(tm)의 한쪽 파워스펙트럼밀도는 식 4.44와 같이 구할 수 있다.

Sf  tm

Ff

(4.44)

여기서,   는 강진동지속시간 구간에 해당되는 가속도시간이력의 푸리에진폭이다.

<그림 4.5> 가속도시간이력의 구간선형 포락함수

제8-4편 내진 설계

621

(5) 두 방향 이상의 시간이력을 동시에 고려할 경우에는 각 직교 방향의 시간이력은 통계학적으

로 독립되어야 한다.

여기서, 두 시간이력 사이의 시작시간 차이를 고려하여 계산된 상관 계수가 0.16을 넘지 않

는다면 두 시간이력은 통계학적으로 독립이라고 간주할 수 있다.

(6) 7세트 미만의 지반운동 시간이력에 의한 해석결과로부터 얻어진 응답치의 최댓값 혹은 7세

트 이상의 해석결과로부터 얻어진 각각의 최댓값의 평균값을 설계값으로 한다.

4.4.8 지진격리받침

4.4.8.1 일반사항

지진격리받침은 비선형 이력특성을 갖는 비선형 부재로 모델링 한다.

지진격리받침을 비선형 부재로서 모델화하는 경우는 4.4.8.2의 규정에 따른다.

지진격리받침은 일반적으로 비선형인 이력특성을 갖기 때문에 이것을 적절하게 나타내는

것이 가능한 비선형 부재로 모델화할 필요가 있다.

4.4.8.2 지진격리받침의 비선형 이력모델

지진격리받침을 비선형 부재로서 모델화하는 경우에는 그림 4.6에서 나타낸 형식으로 모델화하는 것

이 좋다. 단, 이 경우에는 사용한 지진격리받침의 특성에 기초하여 1차 강성 및 2차 강성을 적절하게

정하는 것으로 한다.

<그림 4.6> 지진격리받침의 비선형 복원 모델

제2권 교량

622

지진격리받침은 일반적으로 비선형인 이력특성을 갖기 때문에 지진격리교량의 응답(시간)

이력 해석법이나 그 검토에 있어서 지진격리받침의 비선형 이력특성을 적절하게 나타내는

것이 가능한 모델을 사용할 필요가 있다.

사용 실적이 많은 LRB(lead rubber bearing, 납블럭 삽입 적층 고무 받침)나 고감쇠 적층

고무 받침 등에 대해서는 일반적으로 비선형성은 그림 4.6의 형태로 나타내는 것이 가능하다.

단, 이 경우에는 지진격리받침의 특성에 대응하는 적절한 강성을 주어야 한다. 즉, 그림 4.6

의 형태로 나타나지 않는 지진격리받침의 경우에는 이 형태로 적절하게 모델화해야 한다.

4.4.8.3 상시 수평력 안전성

(1) 지진격리받침은 풍하중, 원심력, 제동력, 온도 변화에 의한 하중을 포함하는 모든 상시 수평력 조

합에 안정적으로 거동하도록 설계해야 한다.

(2) 지진격리받침 탄성중합체의 최대전단변형율은 상시 70%, 지진 시 200% 이내이어야 한다.

4.4.8.4 수직력 안정성

(1) 지진격리받침의 수평 변위가 없는 상태에서 고정하중과 활하중을 더한 수직하중에 대하여 최소한

3이상의 안전율을 갖도록 한다.

(2) 1.2배의 고정하중, 지진하중으로 인한 수직 하중, 그리고 횡방향 변위로 인한 전도 하중의 합에

대하여 안정적으로 거동하도록 설계해야 한다.

(3) 전도 하중을 계산할 때의 횡방향 변위는 옵셋 변위와 설계 지진에 의한 설계 변위의 2배와 같다.

4.4.8.5 회전 성능

지진격리받침의 회전 성능은 고정하중 · 활하중 · 시공 오차의 영향을 포함해야 하고, 여기서 고려되는

시공 오차의 설계 회전각은 0.005 rad보다 작아서는 안 된다.

제8-4편 내진 설계

623

4.4.8.6 품질 기준

지진격리받침과 그 재료는 화학적, 물리적, 기계적 성질이 충분히 안정적이어야 하며, 다음의 조건을

만족해야 한다.

(1) 다수의 지진격리받침을 대상으로 측정한 평균 유효 강성은 설계값의 ±10% 이내이어야 하고, 각

각의 유효 강성은 설계값의 ± 20% 이내이어야 한다. 또한, 평균 EDC값은 설계값의 -15% 이

상이어야 하고, 각각의 EDC값은 설계값의 - 25% 이상이어야 한다.

<표 4.6> 지진격리받침 유효강성과 EDC의 품질 기준

구 분 Keff EDC

개체차 ± 20% - 25%

평균값 ± 10% - 15%

(2) 지진격리받침의 유효강성 및 등가감쇠비는 지진설계변위에 의한 영속반복재하에 대하여 안정적이

어야 한다.

(3) 지진격리받침은 원칙적으로 지진 후에 교량의 기능에 악영향을 주는 잔류변위가 발생하지 않도록

설계해야 한다.

(4) 지진격리받침의 유효강성 및 등가감쇠비는 발생할 수 있는 온도범위에서 안정적이어야 한다.

(5) 지진격리받침의 지진설계변위 범위에서는 항상 양의 접선강성을 가져야 한다.

4.4.8.7 지진의 영향을 저감시킬 수 있는 기타 구조

지진격리교량 이외의 구조 또는 장치를 이용하여 지진의 저감을 기대할 수 있는 경우에는 교량의 진

동특성 등 지진 시의 거동에 대하여 검토하여 낙교 등에 대한 안전성을 충분히 확보한다.

지진격리설계이외에도 각종의 새로운 에너지 흡수장치나 받침구조 등 새로운 진동제어 기

술이 개발되고 있다. 이러한 구조나 장치들은 아직 현장에 일반화되어 적용되고 있지 않으

므로 구체적인 설계 세목에 대해서 규정될 수 없지만 차후 이러한 기술 개발과 적용 사례가

충분할 것을 예상하여 지진의 영향의 저감을 기대할 수 있는 구조 또는 장치을 사용하는

경우에는 다음의 조건을 만족시켜야 한다.

① 간단한 구조로 역학적인 거동이 명확해야 한다.

② 지진진동에 안정한 기능을 발휘할 수 있어야 한다.

③ 동적해석 시 교량 전체 구조의 진동 특성을 평가한 내진성능 검토를 시행해야 한다.

제2권 교량

624

4.5 낙교방지시설의 설치

4.5.1 일반사항

내진구조의 효과를 발휘하고, 설계지진력 이상의 지진에 대한 교량의 안전을 확보하기 위해 고속국도

교량은 신축이음부의 설계 및 낙교방지시설을 설치해야 한다.

도로교의 내진설계는 하부구조의 연성과 강성에 의하여 교량에 발생하는 지진력과 변위를

지지하는 설계방법이다. 도로교의 하부구조는 대부분 콘크리트로 이루어져 있으며, 하부구

조에는 항복이 발생할 가능성이 있다. 따라서 하부구조는 연성능력을 확보해야 하며, 횡방

향 철근에 의한 구속여건에 따라 주철근의 좌굴을 방지하고 기둥의 심부(core)에 대한 구속

력을 제공한다. 때문에 1.6.4 응답수정계수와 4.3 콘크리트교에 있어서의 구조세목에 의하

여 기둥의 소성힌지 발생에 필요한 횡방향 구속철근에 대한 구조세목을 규정하고 있다. 또

한 기준에서는 연성설계에 의한 변위증가를 고려하기 위해 1.7.8 설계변위에 의하여 최소

받침 지지길이를 규정하고 있으나 하부구조의 소성힌지 발생 및 과도한 잔류변형에 의한

낙교방지책으로는 부족한 실정으로, 이 장에서 낙교방지 시설에 대한 규정을 추가하여 내진

설계에서 가정한 조건을 만족하도록 구조적인 배려를 하도록 하였다.

낙교방지 시설은 주요 구조물의 충돌에 의한 파괴나 비정상 진동을 방지하기 위한 구조물

간의 최소 이격거리 확보와 과도한 변위방지를 위한 받침의 최소 지지길이 확보 및 교대

뒤채움 흙의 수동토압을 이용한 이탈장치와 보의 연결선 등의 이동 제한 장치 등으로 낙교

방지 시설을 설치함으로서 교량의 낙교에 의한 인명의 손상이나 교통의 차단을 방지하기

위한 목적의 보강재이다.

4.5.2 낙교방지 구조

여기서 규정하는 사항은 지진 시에 상부구조가 교각 또는 교대에서 낙하하지 않도록 받침부 또는 거

더의 단부에 설치하는 구조에 적용하며, 낙교 방지 장치의 종류선정은 책임기술자의 판단에 따른다.

단, 낙교 방지 장치는 다음 4가지 항목을 만족하도록 구성된 구조이어야 한다.

(1) 주요 구조물 간의 유격의 확보에 지장이 없는 구조

(2) 최소받침지지길이의 확보에 지장이 없는 구조

(3) 초과변위를 제한할 수 있는 이동제한 기능을 할 수 있는 구조

(4) 받침의 원상태 복원에 지장이 없는 구조

제8-4편 내진 설계

625

교량의 지진 시 거동을 감안하여 낙교 방지 장치를 설치하도록 하였다. 낙교방지장치는 설

계지진보다 과대한 지진에 대한 대책으로, 주요부재 상호간의 상시 및 지진 시 거동을 허용

하는 유격이 설치되어야 하며, 지진 시 발생하는 상부구조의 과도한 이동을 고려하여 상부

구조의 단부가 연직방향의 지지를 상실하지 않을 최소 받침 지지길이를 확보해야 한다. 또

한, 설계지반 가속도에 의해서 구하여진 설계변위를 초과하는 변위를 억제하기 위한 이동제

한 기능을 보유해야 하며, 지진 시 또는 지진 후에 과도한 잔류변위 또는 상대변위가 발생해

도 상부구조가 원위치로 복원되는 것을 방해하지 않는 구조이어야 한다. 그러나 이 규정은

신설교량을 대상으로 하며 기존교량, 연속지간장 200 m 이상의 장대교량 및 특수한 교량에

서는 이 조항을 따르기 어려운 경우가 많으므로 별도로 검토하는 것을 원칙으로 한다. 교량

설계 시 지진 시의 동적 거동, 상하부 구조의 연결부와 단면변화부의 응력집중 등을 명확히

파악할 수 없고, 시공상의 품질 및 강도의 차이가 있으므로 구조세목으로 낙교방지를 특별

히 고려한다.

4.5.3 낙교방지 장치의 종류

낙교방지구조는 다음과 같이 구분한다.

(1) 받침부 상부가 하부에서 이탈되지 않게 설치된 이동제한 장치

(2) 최소받침연단거리를 확보한 경우

(3) 거더와 거더를 연결한 구조

(4) 교대 또는 교각과 거더를 연결한 구조

(5) 교대나 교각 또는 거더에 돌기를 설치한 경우

4.5.4 낙교방지 장치의 설치교량

낙교방지 구조는 다음 교량에 설치하는 것을 원칙으로 한다.

(1) 받침의 이동제한 장치 및 받침의 최소 지지거리는 모든 교량에 설치하는 것을 원칙으로 한다. 단,

강제 교각인 경우 받침의 최소 지지거리 확보는 거더 간의 연결장치, 교대 또는 교각과 거더 연결

장치 및 교대, 교각 또는 거더에 돌기를 설치한 장치 중 1가지를 설치하면 1.7.8 설계변위에 의한

규정을 만족시키지 않아도 좋다.

(2) 거더 간의 연결 장치, 교대 또는 교각과 거더를 연결한 것 및 교대, 교각 또는 거더에 돌기를 설치

한 것 중에서 다음 교량에 해당되면 이중낙교 방지 장치를 가동단에 설치하는 것으로 한다.

(가) 구조상 비교적 낙교하기 쉬운 교량

(나) 낙교 할 경우 피해 및 영향이 큰 교량

제2권 교량

626

(1) 가동받침에 지진에 의한 변위를 억제하는 이동제한 장치를 설치하고, 고정, 가동 받침에서

최소 받침 지지거리를 확보하는 것은 1.7.8 설계변위에 규정되어 있으므로, 모든 교량에 적

용하는 것을 원칙으로 하였다. 단, 강재교각에서는 교각의 두께가 제한되어 있으므로 최소

지지거리를 만족하지 않아도 된다.

(2) 는 낙교하기 쉬운 교량으로 심한 편경사 또는 종경사를 갖는 교량과 횡단육교와 같이 낙교할

경우 피해와 영향이 큰 교량에 대해서는 이중방지 구조로 한다.

4.5.5 이탈장치의 설계

(1) 지진 시 상부구조의 과도한 변위를 억제하기 위해 교대에 이탈장치를 설치해야 한다.

(2) 이탈장치에 작용하는 충돌하중은 교대에 작용하는 고정하중 반력에 가속도계수를 곱한 값을 수평

지진력으로 한다.

(3) 이탈장치는 미끄럼 마찰과 앵커철근의 전단저항 및 뒤채움 흙의 수동토압 및 포장체의 저항하중으

로 지지되어야 한다.

(4) 이탈장치는 지진 시 항복해도 교통을 소통하면서 복구를 실시할 수 있는 구조이어야 한다.

거더와 교대 간의 유간을 감소하기 위한 방법으로 뉴질랜드에서는 그림 4.7, 그림 4.8에서

나타내는 것과 같은 이탈장치(knock-off)가 실용화 되어 있다. 지진 시 교량 하부구조의

항복 및 파괴 등이 발생하여 상부구조가 교대와 충돌하였을 경우에 이탈장치의 교대의 뒤채

움 흙의 방향으로 이동을 허용하여 교대 뒤채움토의 수동토압과 지반의 소성변형으로 충돌

에 의한 영향을 완화하고자 하는 것이다. 이탈장치구조 설치 시 아래의 점에 유의해야 한다.

(a) 상 시 (b) 지 진 시

<그림 4.7> 이탈장치구조의 개념도

제8-4편 내진 설계

627

(a) 평 면 도 (b) 정 면 도

<그림 4.8> 이탈장치와 날개벽 접속부 상세도

① 이탈장치(knock-off) 구조에는 충격을 포함한 교통하중이 직접 작용하므로 떠오르거

나 활동을 일으키지 않도록 설계되어야 한다.

② 이탈장치 구조는 내진설계의 효과를 손상시키지 않도록 제어된 지지력을 확보하고 항

복 또는 활동되어야 한다.

③ 응급조치에 의하여 교통을 소통하면서 복구공사를 실시할 수 있는 구조이어야 한다.

(1) 장치의 기능과 구조 개요

이탈장치란 지진에 의하여 상판이 교대와 충돌할 경우, 교대의 이탈장치 부분이 교대 뒤채움

흙으로 이동할 수 있도록 하여 교량 상부구조와 교대의 충돌에 의하여 과도한 변형 및 낙교

방지 등의 영향을 완화하는 것을 말한다. 이탈장치는 상판이 교대에 충돌했을 때에 고대 뒷

채음 흙 방향으로 이동하는 이탈장치 부분과, 윤하중에 의한 이탈장치 부분의 회전을 방지하

기 위한 앵커철근으로 구성된다. 미끄럼면 중앙부근에는 이탈장치 부분이 교량측으로 미끄러

지는 것을 방지하기 위한 돌기가 설치되어 있다. 돌기에는 이탈장치의 안정과 물의 체류를

막기 위해 양측으로 경사를 둔다. 이탈장치의 기구는 상판이 이탈장치와 충돌하였을 경우 수

평변위에 저항하는 요소로서는 이탈장치의 미끄럼 마찰, 앵커철근의 전단저항력, 교대 뒤채

움 흙 및 포장층을 생각할 수 있다. 따라서 4개에 대해서 저항하중을 산출하여 이들의 합을

활동 저항력으로 한다.

(2) 이탈장치의 충돌하중(H)의 산정

이탈장치의 충돌하중은 교대에 작용하는 고정하중 반력에 가속도계수를 곱한 값으로 한다.

제2권 교량

628

(3) 이탈장치의 시공법과 복구방법

이탈장치의 미끄럼 면에는 이탈장치가 소정의 미끄럼 저항력으로 활동하도록 분리재 등을

이용하여 가장자리 자르기를 하여 두는 것이 필요하다. 앵커철근의 주변의 콘크리트는 인발

력 때문에 일부가 파괴된다. 이 때문에 교대 뒤채움흙 측의 앵커철근의 근입부분에서는 균열

방지용 철근을 설치할 필요가 있다. 이탈장치 부분이 이동하여 뒤채움흙에서 에너지를 흡수

할 수 있도록 설계하면 교대 본체의 피해를 방지하기 때문에 지진재해 직후는 응급복구대책

으로 교통을 소통할 수 있을 것으로 생각된다.

이탈장치를 새로 만들 필요가 있으나 지진 시에는 교대 배면의 교대 뒤채움흙 및 흙쌓기부가

침하여 보수공사가 필요한 경우가 많으며, 이탈장치의 공사도 그 일부로 생각할 수 있다.