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 8-5 편 교량 부대시설물

 

제8-5편 교량 부대시설물

635

2.1 일반사항

(1) 받침은 상부구조에서 전달된 하중을 하부구조에 전달해야 하고, 특히 부반력에 대하여는 안전하게

설계되어야 하며, 상 · 하부 구조에 유해한 구속력을 발생시키지 않아야 한다.

(2) 받침은 지진, 바람, 온도변화 등에 대해서도 안전하도록 설계해야 한다.

(3) 받침 또는 받침 부품은 필요 시 점검, 유지관리 및 교체가 가능하도록 설계해야 한다.

(4) 받침은 최소의 반력을 발생시키면서 지정된 이동이 가능하도록 설계되어야 한다. 가능한 프리셋팅

(presetting)을 피해야 하며, 불가피한 경우에는 공장에서 이행해야 한다. 현장조정이 불가피할

때에는 발주처의 승인 하에 수행해야 한다.

(5) 받침은 상부구조의 형식, 지간길이, 지점반력, 내구성, 시공성 등에 의해 그 형식과 배치가 결정

된다. 특히 곡선교나 사교에서는 지점반력의 작용기구, 신축과 회전방향을 충분히 검토해야 한다.

(가) 고정받침의 위치

고정받침은 기초지반이 좋고 교대(교각)의 높이가 낮은 곳에 설치하는 것이 좋다. 또한 연속

보의 경우에는 상부반력이 큰 중간지점을 고정으로 하는 것이 보통이다.

(나) 가동받침

가동받침은 이동량의 크기, 회전의 방향 및 반력의 크기에 따라서 받침종류가 결정된다.

(다) 상부구조가 판구조, 곡선교 및 사교의 경우에는 회전방향 및 회전량 등을 충분히 고려해서

지지조건이 만족되는 받침판이어야 한다.

2. 교 량 받 침

제3권 교량

636

2.2 종류 및 분류

교량 받침에 요구되는 3대 기능으로는 하중지지 · 회전수용 · 변위수용 기능으로 구분된다.

(1) 기능상의 분류

교량받침의 기능에 따라 고정받침, 일방향받침, 양방향받침으로 구분한다.

(가) 고정받침

(나) 가동받침

(2) 지진성능에 대한 분류

(가) 내진받침

(나) 지진격리받침

(1) 교량 받침의 종류

<표 2.1> 교량 받침의 종류

포트받침(pot bearing)

강재받침

스페리칼받침(spherical bearing)

내진받침

디스크받침(Disk bearing)

고무받침

납면진받침

(Lead Rubber bearing)

고무계열

HDRB

(High Damping Rubber bearing)

지진격리받침

마찰진자형 지진격리받침

(Pendulum Isolators)

마찰계열

마찰스프링형 지진격리받침

(Eradi quake system)

제8-5편 교량 부대시설물

637

2.3 교량받침의 선정

(1) 교량받침은 하중 · 이동량 및 이동방향 · 회전량 및 회전방향 · 마찰계수 등을 고려하여 구조적으로

안정해야 하며, 내구성 및 경제성을 확보해야 한다.

(2) 교량형식의 조화 · 유지보수의 용이성 등을 종합적으로 고려하여 선정해야 한다.

(3) 폭원이 넓은 경우, 혹은 사각이 적은 경우에 폭원 방향의 건조수축 · 크리프를 무시할 수 없는 경

우에는 폭원 방향의 이동을 구속하지 않도록 여유가 있는 구조로 할 필요가 있다.

(1) 지진하중 검토에 따라 교량받침은 지진격리받침을 적용하는 것을 검토해야 한다.

2.4 교량받침 설계 시 고려사항

교량받침의 선정에 있어서 다음 항목들을 고려하여 가장 적합한 것을 선정해야 한다.

(1) 수직 하중

(2) 수평 하중

(3) 이동량 및 방향

(4) 회전량 및 방향

(5) 마찰 계수

(6) 상 · 하부 구조의 형식과 치수

(7) 지점에서의 소요 받침 수

(8) 지반 조건 및 침하 가능성(하부구조)

(9) 교량의 총 연장

(10) 받침의 상 · 하부 구조의 접속부의 보강

(11) 유지 관리

(12) 미관

제3권 교량

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2.5 설 계

(1),(2) 에 대하여

교량 구조물에서 받침이 제 기능을 충분히 발휘하도록 설계하려면 여러 가지 하중조건 하에

서 받침에 발생되는 수직 · 수평하중과 이동량 산정이 정확히 이루어져야 한다.

따라서, 설계시 교량받침 설계 및 시공에 적용되는 교량받침 이력표를 작성해야 한다.

(1) 설계하중

설계하중은 KDS 24 12 21 : 2016 교량 설계하중에 의하여 적용하되, 교량의 등급은 발주자 정

한 설계하중 값에 의해 교량받침은 안전하도록 설계해야 한다.

(2) 가동받침의 마찰계수 및 이동량

(가) 가동받침에 작용하는 수평력의 산정에는 표 2.2의 마찰계수를 사용하도록 한다.

<표 2.2> 가동받침의 마찰계수의 최솟값

마찰기구 받침의 종류 마찰계수

회전마찰 로울러(roller) 및 로커(rocker) 받침 0.05

활동마찰

불소수지 받침판 받침 0.05

고력황동주물 받침판 받침 0.15

주철의 선받침 0.20

강재의 선받침 0.25

(나) 계산이동량은 ʻ3 신축장치ʼ 기본신축량에 따르기로 한다. 장대교량(지간 50 m 이상 연속보),

높은 교각(h ＞ 20 m)의 교량, 연약지반상의 교량 등 지진 시에 교각상단의 변형량이 비교적

큰 교량에서는 교각상단의 변형량을 추가하여 조사하기로 한다.

(다) 현장타설 PSC교의 경우에는 프리스트레스에 의한 탄성변형을 고려해야 한다.

제8-5편 교량 부대시설물

639

<표 2.3> 교량받침 이력표(Bearing schedule) 사례

구 분 G1 G2 G3 G4 G5

받침형식 SPI SPI SPI SPI SPI

설계

하중

(kN)

사용

한계상태

수직력(KN)

MAX 1,140 1,073 1,053 1,073 1,140

PERMANENT 873 846 838 846 873

MIN 778 770 764 770 778

수평력(교축직각) 0 72 72 72 0

수평력(교축) - - - - -

극한

한계상태

수직력(kN) 1558 1443 1408 1443 1558

수평력(교축직각) 0 101 101 101 0

수평력(교축) - - - - -

극단상황

한계상태

수직력(kN) 1123 1079 1065 1079 1123

수평력(교축직각) 51 51 51 51 51

수평력(교축) 48 48 48 48 48

받침

변위

(mm)

사용

한계상태

영구변위

(irreversible)

교축(mm) - 32 -32 - 32 -32 - 32

교직(mm) - - - - -

복원변위

(reversible)

교축(mm) +/- 21 +/- 21 +/- 21 +/- 21 +/- 21

교직(mm) +/- 0 +/- 3 +/- 3 +/- 3 +/- 0

극한

한계상태

영구변위

(irreversible)

교축(mm) - 32 -32 - 32 -32 - 32

교직(mm) - - - - -

복원변위

(reversible)

교축(mm) +/- 25 +/- 25 +/- 25 +/- 25 +/- 25

교직(mm) +/- 0 +/- 4 +/- 4 +/- 4 +/- 0

유효 수평강성(kN/m) 880 880 880 880 880

교량받침 이력표는 교량받침에 작용하는 작용하중 및 변위를 모두 적용하여, 현장에서 교량

받침 적정성을 확인할 수 있는 자료로 사용할 수 있어야 한다.

(2)에 대하여

KSD 24 90 11 교량기타시설설계기준 4.2.2.3 이동량을 따른다.

(3) 여유 이동량

가동받침의 이동량은 계산이동량 외에 설치할 때의 오차와 하부구조의 예상 밖의 변위 등

에 대처할 수 있도록 여유량을 고려해야 한다. 이 여유량은 교량의 규모에 따라서 달라지

므로 ±50℃의 온도변화에 상당하는 이동량으로 하고, 최대 ± 50 mm 이내로 하는 것이 바

람직하다. 다만, 해당 받침 기준에서 더 엄격한 조건을 제시할 경우에는 이를 따른다.

제3권 교량

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2.6 받침에 작용하는 부의 반력

KSD 24 12 21 교량 설계하중에 의하여 적용하되, 교량의 등급은 발주자 정한 설계하중 값에 의해

교량받침에 부반력이 작용할 경우 교량받침은 부반력에 안전하도록 해야 한다.

(1) 교량 폭에 비하여 곡선의 중심각이 크거나, 사각이 작은 교량에서는 부반력 발생이 예상되기

때문에 계획 시에 충분히 고려해야 한다.

부반력 발생 시에는 받침에 부반력에 저항할 수 있는 대책을 세워야 하며, 부반력의 영향으

로 상부구조계에 예기치 않은 응력이 발생할 수 있으므로 지진 등 예외적인 경우를 제외하면

사용 시에 부반력이 발생하지 않도록 구조계를 계획해야 한다.

다거더 박스거더교의 경우 한 개의 박스거더에 한 개의 받침을 사용하도록 설계하거나, 아웃

리거(out rigger)를 이용하여 지점위치를 변경시켜서 받침을 배치하거나, 카운터 웨이트

(counter weight)를 사용하는 방법을 이용하여 부반력을 최소화 할 수 있다.

2.7 일반구조 세목

(1) 받침의 고정은 하부받침판을 수평으로 하여 고정하중 작용 시에 상부받침판과 하부받침판이 수평

이 되도록 해야 한다.

(2) 사교 및 곡선교의 받침배치는 원칙적으로 고정받침과 가동받침을 연결한 방향으로 한다.

(3) 상부구조의 낙교 및 인접상부구조와 충돌이 없도록 스토퍼, 사이드블럭 등 이동제한장치를 설치할

수 있다.

이때 이동제한 장치의 우각부는 응력집중이 일어나므로 적당하게 모따기를 하도록 한다.

(4) 앵커볼트 및 앵커바는 수평력 및 상양력에 대하여 저항하는 것으로 하며, 앵커볼트 및 앵커바는

콘크리트 구조설계기준 콘크리트 앵커의 파괴 검토에 의해 결정한다. 단, 앵커의 길이는 앵커직경

의 4.5배 이상 이며, 주철근과 간섭 되어야 한다.

(5) 교축방향의 지진 시의 경우 상 · 하부공의 지압응력 및 앵커볼트, 세트볼트의 인장응력 조사는 고

정하중이 작용하고 있는 상태에 전 이동가능량의 편심과 지진 시 수평력이 작용한 상태로 하는 것

으로 한다.

(6) 강교 상부구조물과 상부받침 설치부에서 수평력은 용접 및 볼트의 전단력으로 저항 하며, 부반력

및 수평력에 의한 휨모멘트는 세트볼트의 장력으로 저항하는 것으로 한다.

(7) 소울플레이트(sole plate)는 지진 시 수평력에 대하여 휨 및 전단에 저항하는 것으로 하고 소울플

레이트와 강거더의 용접부는 수평력에 저항할 수 있는 것으로 한다. 단 소울 플레이트의 최소두께

제8-5편 교량 부대시설물

641

(1) 사교의 경우 사각 20ﾟ정도를 기준으로 하여 사각을 고려하는 해석과 고려하지 않는 해석으

로 구분한다. 또한 사각의 정도가 매우 심한 경우를 제외하고는 대부분 부반력이 발생하지는

않는다. 그러나 둔각부에 상대적으로 하중(고정하중 · 활하중)이 집중되는 현상이 발생하게

되므로 적절한 단부보강이 이루어져야 하며, 받침규격 선정 시에도 최대 받침반력의 산정에

주의를 기울여야 한다.

횡방향의 강성이 큰 사교의 가동받침은 그림 2.1과 같이 신축방향과 회전방향을 일치시키지

않아 거동이 복잡하게 된다. 이러한 경우 전 방향 회전이 양자를 만족시킬 수 있는 받침을

선정함으로써 구속력이 생기지 않도록 할 필요가 있다.

<그림 2.1> 사교의 신축과 회전방향

받침의 이동방향은 교량의 중앙선에 평행하게 설치되어야 한다. 사각의 교대나 교각에 대하

여 직각방향이어서는 안 된다. 널리 적용되는 배치방식은 그림 2.2(a), (b)와 같다.

는 22 mm로 한다.

(8) 교량받침 모르타르는 무수축모르타르를 사용하고, 중심두께는 50 mm를 표준으로 한다. 모르타르

의 폭은 받침끝에서 50 mm 이상으로 한다.

(9) 인체의 일부분(머리 및 어깨)이 들어가서 작업을 하거나 세밀하게 관찰할 수 있고 유지보수 시

Jack 설치가 가능한 다리밑공간을 확보해야 한다.

단 10,000 kN 이상 용량인 경우에서 교량받침장치의 치수를 감안하여 별도의 다리밑공간을 확보

해야 한다. 또한, 교량받침 하면에는 연직하중에 의한 인장응력 및 수평하중에 의한 전단력 발생

에 대한 보강을 해야 한다.

(10) 연속보의 지점단부에서 연직반력에 비하여 수평반력이 극단적으로 커져 앵커볼트로 저항할 수

없는 경우는 앵커플레이트 또는 앵커프레임을 사용할 필요가 있다. 이 경우 앵커플레이트나 앵

커프레임의 지압면 응력 및 콘크리트의 전단응력을 조사해야 하며, 앵커볼트의 부착력을 가산해

서는 안 된다.

(11) 받침콘크리트 폭원은 유지관리 편의를 위해 받침 하부판 폭 + [(받침콘크리트 높이 + 무수축몰탈

높이) + 여유량(50 mm)] × 2로 한다.

제3권 교량

642

가동단

교대

가동단

교대

고정단

교각

일방향가동

강재받침

고정

강재받침

전방향가동

강재받침

가동단

교대

가동단

교대

전방향가동 고무받침

원형교각

(a) (b)

고정단

교대

가동단

교각 가동단

교대

고정단

교대

가동단

교각

가동단

교대

(c) (d)

<그림 2.2> 사교에서의 받침 배치법

그림 2.2(c)는 단순거더를 지점부에서 연결하여 연속교로 한 거더교의 받침 배치방법인데,

교량의 바닥판이 고정점에 대하여 방사상으로 신축이 발생하므로 교각이나 교대에서 큰 수평

력이 발생할 우려가 있다. 따라서, 사각이 있고 폭이 넓은 교량에서는 그림 2.2(a)와 같이

설치하거나 고정단에서 이러한 받침을 사용하는 경우에는 그림 2.2(d)와 같이 배치함으로써

신축에 의하여 발생되는 수평력을 완화시켜 주는 것이 바람직하다.

(2) 곡선교의 경우, 특히 연결로교와 같이 곡률반지름(R)이 매우 작은 경우(약 R = 100 m 이하)

에는 단부의 받침에 부반력이 발생할 가능성이 있다.

임의의 받침에 부반력이 발생할 경우 받침간격을 조정한다거나 받침부 높이를 조정하는 방법

등으로 부반력을 제한한다.

또한, 큰 효과를 기대하기는 어렵지만 탄성받침의 경우에는 받침반력을 다소 분배시킬 수 있

어 다소 유리한 측면이 있는 등 받침의 종류에 따라서도 반력의 분배양상이 달라질 수도 있다.

(3) 곡선교에서 가동받침의 설치방향의 설정에는 그림 2.3, 2.4에 표시한대로 현방향과 접선방

향이 있으나, 주로 현방향을 사용한다.

일반적으로 접선방향의 이동방향은 곡률이 일정한 교량에 가장 적합하며, 현방향설치는 곡

률이 일정하거나 변화하는 교량 모두에 적용된다.

현방향의 설치는 온도변화에 의한 반력이 생기지 않고 이동량이 적다. 접선방향으로 설치하

제8-5편 교량 부대시설물

643

는 경우는 온도변화에 의한 거더의 이동에 의하여 발생하는 수평반력이 상 · 하부 구조에 미

치는 영향을 검사하는 것과 받침자체의 측면 마찰력을 줄이기 위해서 불소수지(PTEE)판을

설치하는 등의 대책을 생각할 필요가 있다.

① 현방향 받침배치 방법 : 고정단 또는 교량의 질량중심방향으로 가동받침의 방향을 선정하

는 방법

② 접선방향 받침배치 방법 : 교량의 중심선 방향으로 모든 받침의 방향을 선정하는 방법

(4) 교량받침부 설계 검토 방법

콘크리트 구조설계기준(2012), 부록II 콘크리트용 앙카

교량 받침부 설계 지침(2011), 기술심사처-2363호

상기 기준에 의해 받침부 콘크리트의 안전검토를 시행하여 사용해야 한다.

① 교량 받침부 설계 개념

- 교량 받침부는 상부의 하중을 지지하면서, 내구성과 유지관리성을 만족하도록 설계해야

한다.

- 교량 받침부와 신축이음 하부는 잭킹, 청소, 보수 및 받침과 신축이음의 교체가 용이하

도록 설계되어야 한다(AASHTO LRFD, 2.5.2.3).

- 교량 받침부는 콘크리트의 저항강도를 우선적으로 평가한 후 부족한 경우에 철근을 배

근한다.

② 받침부 정의

교량의 받침부는 받침장치를 하부구조에 고정하고, 받침에 작용하는 하중을 하부구조로

원활하게 전달하기 위해 설치 및 시공하는 것을 말하며, 받침의 하부판, 무수축모르타르,

받침콘크리트를 총칭한다.

③ 압축력에 대한 설계

- 설계 개념 : 받침부에 작용하는 압축력은 받침을 지지하는 콘크리트의 지압력에 의하여

지지함

- 콘크리트의 지압강도(  )

Pb  fckAm  (2.1)

제3권 교량

644

여기서 A : 재하 면적(하부 받침판 면적)

 : 0.65

fck : 콘크리트 압축강도

지지표면이 재하면보다 큰 경우 보정계수 m( = A A ≤  )을 적용하며, 이때 A 는

재하면과 닯은꼴이고, 중심이 같은 지지표면 일부분의 최대 면적으로서 그림 2.3과 같이

계산된다. 여기서 w는 A 를 계산하기 위한 폭이다. 즉 재하면적이 정사각형일 경우 A 는

w × w가 된다.

<그림 2.3> 지지 표면적

- 현재 상용화된 받침의 지압강도는 하부구조의 코핑부가 하부판의 크기보다 2배 이상

크기 때문에 대부분 설계 하중보다 크다.

- 받침부에 작용하는 계수하중이 식 2.1에 의하여 계산된 지압강도를 초과할 경우에, 받

침 하부판의 크기를 증가시킬 수 있으면 우선적으로 받침의 하부판을 크게 하는 것이

좋다.

- 하부판의 크기를 증가시켜도 작용하중이 콘크리트의 지압강도를 초과할 경우에는 파열

력(bursting force)과 할렬력(spalling force)에 대하여 안전하도록 설계해야 한다(

AASHTO LRFD Bridge Design Specifications 2007). 그러나 현재 사용되고 있는

일반적인 받침의 용량을 고려할 경우 파열응력은 콘크리트 파괴계수의 약 70% 수준으

로서 파열응력에 의하여 균열은 발생되지 않는다.

④ 부반력에 대한 설계

일반적인 교량의 받침에는 지진하중이 작용하는 경우에도 압축력만 작용하지만, 곡선반지

름이 작은 곡선교량, 사교 또는 폭이 좁은 교량에서는 부분적으로 부반력이 발생하는 경우

도 있다. 이러한 경우에는 받침 배치를 변경하거나 아웃트리거(Out trigger) 등을 적용하

제8-5편 교량 부대시설물

645

여 부반력을 근원적으로 방지하는 것이 바람직하다. 그러나 부반력 발생이 불가피한 경우

에는 다음과 같이 앵커시스템에 작용하는 인장력에 대한 안전을 검토해야 한다. 이때 교량

받침은 부반력에 저항할 수 있는 형식을 적용해야 하며, 인발력에 대한 저항력을 확보할

수 있도록 헤드가 있는 앵커볼트(또는 소켓)를 적용해야 한다.

부반력에 대한 앵커는 다음을 만족하도록 설계한다.

Nn ≥ Nua (2.2)

여기서 Nn 은 인장앵커시스템의 공칭인장강도이고, Nua 는 앵커에 작용하는 계수 인장력

이다. 따라서 Nn 은 모든 파괴 모드로부터 적절하게 평가된 앵커 또는 앵커그룹의 가장

작은 설계 강도이다. 강도감소계수 는 0.75를 적용한다.

㉮ 앵커볼트의 인장강도

앵커볼트의 직경은 앵커에 작용하는 인장력에 저항할 수 있도록 설계되어야 한다. 앵

커소켓을 이용한 앵커시스템을 적용할 경우에는 앵커볼트 순단면에 대한 인장강도를

평가해야 한다.

Nsa  n Asfuta (2.3)

여기서 Nsa 는 앵커볼트 공칭인장강도이며,  는 앵커볼트의 개수, As는 앵커볼트의

단면적, futa 는 앵커 강재의 설계기준 인장강도이며, fya 또는 860 MPa 중 작

은 값 이하이어야 한다. 앵커볼트 설계시에는 기존의 허용응력설계법을 적용할 수

도 있다.

㉯ 콘크리트 파열강도(concrete breakout strength)

앵커시스템에 작용하는 부반력(인장력)에 의한 콘크리트 파열파괴의 투영면은 그림

2에 나타낸 바와 같이 앵커의 중심으로부터 외측으로 hef 투영한 것으로 정의되

며, 앵커의 파열파괴 강도는 다음과 같이 계산된다.

제3권 교량

646

<그림 2.4> 콘크리트 인장 파열 피라미드

- 단일 앵커의 경우

Ncb  A N 

AN

Nb (2.4)

- 그룹앵커의 경우(편심이 있는 경우)

Ncbg  A N 

AN

Nb (2.5)

앵커가 단부로부터 멀리 떨어진 경우 단일 앵커의 파괴 투영면적   는 다음과 같이

계산된다(그림 2.4).

AN   hef

 (2.6)

여기서 n은 앵커의 수이고, hef = 유효 매입깊이(mm)이다. 이때 받침의 시공 시 앵커소

켓을 적용할 경우에는 앵커소켓의 길이를 적용한다. AN 은 앵커 또는 앵커그룹에서 앵

커의 중심으로부터 외측으로 hef 투영하여 구한 사각형상에 기초한 파괴면의 투영면

적으로서 nAN 보다 커서는 안 된다(그림. 2.5).

균열이 발생된 콘크리트에서의 단일앵커의 기본적인 콘크리트 파열 강도는 다음과 같다.

Nb  kfck hef

 (2.7)

여기서, k = 10(Cast-in anchor)

= 7(post-installed anchor)

fck : 콘크리트 설계기준강도

편심하중을 받는 앵커그룹에 대해서는 다음 수정계수를 적용할 수 있지만, 대부분의 받

제8-5편 교량 부대시설물

647

침에서는 편심하중은 크지 않다고 할 수 있다. 편심이 없을 경우 수정계수는 1.0이

된다.

c4

s1

c1

c2 s2 c3

- c c c and c  hef s and s  hef

→AN   × hef  × hef 

- c c c and c  hef s and s ≤ hef

→AN  hef  s  hef hef  s  hef 

- c c c and c ≤ hef s and s  hef

→AN  c   × hef  c c   × hef  c 

- c c c and c ≤ hef s and s ≤ hef

→AN  c  s  c c  s  c 

<그림 2.5> AN 의 계산 예

      hef

eN ′ 



≤  eN ′ ≤ s (2.8)

편심량eN ′은 다중앵커에서 각각의 앵커에 작용하는 인장력의 합력의 작용점에서 다

중앵커의 무게중심까지의 거리로 정의되며(그림 2.6 참조), 만일 다중앵커 중에서 일부

앵커만이 인장하중을 받을 경우의 편심량은 인장하중을 받는 앵커만을 고려하게 된다.

그리고 편심하중이 양축에 대하여 작용할 경우에는 각각에 대하여 구한 값을 곱하여 편

심의 영향을 고려한다.

Ψ 2 = 연단거리 영향에 대한 수정 계수

= 1, if min ≥ 

제3권 교량

648

=    

min

, if min ≤ 

여기서, min는 최단 연단거리이고,  = 해석 결과 사용하중 상태에서 균열이 없는 콘

크리트에 대한 수정계수로서 균열단면에는 1.0을 적용하고, 비균열 단면의 경우에는

1.25를 적용하며, 균열 발생이 예상되는 경우에는 휨철근과 구속철근을 배치하여 균열을

제어해야 한다.

Nn

eN

eN'

T1 T2

T1 + T2 = Nn

if eN ＜ s/2

s/2 s/2

eN' 〓 eN

T1 : 앵커1의 인장력

T2 : 앵커2의 인장력

eN

Nn=T1+T2-C

C

T2 T1

T1 : 앵커1의 전단력

T2 : 앵커2의 전단력

C : 매입판의 압축력

(실제 하중상태) (계산 시 고려)

C

T2 T1

T1 + T2

eN'

s/2 s/2

계산 시 인장하중을

받는 앵커만 고려됨

<그림 2.6> 인장하중하의 그룹앵커의 편심eN ′에 대한 정의

⑤ 수평하중에 대한 설계

받침에 작용하는 수평하중에 대해서는 앵커볼트의 전단강도와 앵커 전면의 콘크리트 파열

강도 및 프라이아웃강도를 검토해야 한다.

수평하중을 받는 단수 앵커의 파괴 양상은 앵커 강재의 전단 파괴, 수평하중에 의한 콘크

리트 파열파괴, 프라이아웃 파괴 등의 형태로 나타나며, 앵커의 전단강도, 콘크리트 강도,

eN

제8-5편 교량 부대시설물

649

연단거리와 인접앵커의 여부에 따라 다양한 파괴 형태를 나타낸다(그림 2.7 참조).

(a) 앵커 강재의 전단 파괴 (b) 콘크리트 파열파괴 (c) 콘크리트 프라이아웃 파괴

<그림 2.7> 수평하중에 의한 앵커시스템의 파괴 형태

수평하중에 대하여 앵커시스템은 다음 식 2.9를 만족하도록 설계해야 한다.

Vn ≥ Vua (2.9)

여기서 Vn 은 앵커시스템의 공칭전단강도이고, Vua는 앵커에 작용하는 계수 수평하중이

다. 전단에 대한 강도감소계수 는 다음과 같다.

- 강재의 강도감소계수 : 0.65

- 콘크리트의 파괴가 지배적인 경우 강도감소계수 : 0.75

⑥ 앵커볼트 전단강도(shear strength)[그림 2.7(a)]

앵커볼트의 근입 깊이와 연단거리가 충분한 경우에 앵커시스템의 전단거동은 앵커볼트의

전단강도에 의존한다. 앵커볼트의 공칭전단강도는 앵커볼트의 순단면적을 기준으로 평가

되어야 한다.

Vsa  n Asfuta (2.10)

여기서 Vsa 는 앵커볼트의 인장강도이며,  는 앵커볼트의 개수, As 는 앵커볼트의 단면

적, futa 는 fya 또는 860 MPa 중 작은 값 이하이어야 한다.

⑦ 콘크리트 파열전단강도(breakout shear strength)[그림 2.7(b)]

수평하중에 대한 콘크리트 파열파괴면은 앵커 연단거리의 크기에 따라 달라진다. 기존 받

침부 콘크리트 손상은 대부분 파열파괴에 의하여 발생되고 있다.

Vn

Vn

Vn

제3권 교량

650

<그림 2.8> 전단에 대한 앵커의 콘크리트 파열파괴 및  계산

앵커의 파열강도 평가시 콘크리트의 파괴 양상은 앵커 중심에서 35°의 각도로 투영된 사

각형으로 형성되는 것으로 가정한다(그림 2.8 참조). 앵커시스템의 콘크리트 공칭파열강

도는 다음과 같다.

Vcb  Av

Av

Vb (2.11)

단부에 평행한 전단에 대한 강도는 직각인 경우의 2배가 되고,  는 1을 적용한다. Vb는

단일 앵커에 대한 기본적인 콘크리트 파열강도이며, Av는 파괴면의 투영면적이다.  은

단부에서 앵커까지의 거리이며, Av는 nAv 를 초과하지 않아야 한다.

Av 는 전단력에 대하여 직각 방향에서의 단부로부터 단수 앵커에 대한 투영면적이다. 즉

파괴면이 단부에 평행한 길이  과 깊이 으로 구성되므로 다음과 같이 계산할 수

있다.

제8-5편 교량 부대시설물

651

Av   c  (2.12)

콘크리트에 설치된 단일앵커의 기본적인 콘크리트 파열강도   (N)는 다음과 같다.

Vb  d 

l 

d  fck c

 N (2.13)

여기서, 는 앵커의 직경(mm)으로서 앵커소켓을 이용할 경우 앵커 소켓의 직경, l는 앵

커(앵커소켓)의 하중지지길이[ = hef (전 길이에 대해 강성이 일정한 앵커)](mm)이다.

콘크리트의 파괴 투영면적은 앵커볼트의 위치와 수, 콘크리트의 연단거리 등에 따라서 달

라진다. 예를 들면 그림 2.9에 나타낸 바와 같이 받침부 후면의 앵커로부터 파괴면이 형성

될 경우에 콘크리트의 파괴면의 높이 ha 는  c  s 이 된다.

받침부의 c 와 c 가 ha 보다 크고, s 가 2ha보다 큰 경우에 Av는 다음 식과 같이 계산된

다(그림 7).

Av  ha ha  (2.14)

받침부의 c 와 c 가 ha 보다 크고, s 가 2ha보다 작은 경우에 Av는 다음 식과 같이 계산

된다.

Av  ha ha  s  (2.15)

받침부의 c와 c 가 ha보다 작고, s가 2ha보다 작은 경우에 Av는 다음 식과 같이 계

산된다.

Av  c  s  c ha (2.16)

받침부의 파괴면이 전면앵커로부터 형성될 경우에 ha 는 c이 되며, 파괴면의 면적은

식 2.14 ~ 2.16에서와 동일하게 계산된다. 이러한 파괴면의 면적은 앵커 또는 앵커소켓

의 단부가 하부구조 코핑부에 위치할 경우에 적용하며, 앵커의 단부가 받침콘크리트 내부

에 위치할 경우에는 앵커의 길이를 연장시켜야 한다.

 = 연단거리 영향에 대한 수정 계수

= 1.0, if  ≥ 

=   

 , if  ≤ 

 : 해석 결과 사용하중 상태에서 콘크리트의 균열 발생 유무에 따른 수정계수로서 균열

이 없는 경우 1.4를 적용하고, 균열이 발생하고, 보강철근이 D13보다 작은 경우 1.0,

앵커와 가장자리 사이에 D13 이상의 보조철근이 있는 균열 콘크리트에 설치된 앵커

제3권 교량

652

인 경우 1.2, 앵커와 가장자리 사이에 D13 이상의 보조철근이 있고, 이 보조철근이

100 mm 이하의 간격의 스터럽으로 둘러싸인 균열 콘크리트에 설치된 앵커인 경우

1.4를 적용한다.

전단력 작용방향

c2 s2 c3

s1

c1

- ha   c  s 

- c and c  ha  s ≤ ha →Av  ha  s ha

- c and c ≤ ha  s ≤ ha →Av  c  s  c ha

- c and c ≤ ha  s  ha →Av  c  ha  c ha

<그림 2.9>   의 계산

⑧ 콘크리트 프라이아웃 전단강도(pryout shear strength)[그림 2.7(c)]

콘크리트 프라이아웃 전단강도는 앵커시스템의 인장파열강도의 비로 나타낸다. 받침에서

는 앵커볼트의 길이를 충분하게 하여 프라이아웃 파괴가 발생하지 않도록 하는 것이 바람

직하다. 일반적으로 앵커볼트의 근입깊이가 얕을 경우에 프라이아웃 파괴가 발생되며, 근

입깊이가 깊을 경우에는 프라이아웃 파괴보다는 다른 파괴양상을 나타낸다. 강성이 크고

길이가 짧은 앵커(hefd ＜ 4.5)인 경우에는 일반적으로 프라이아웃파괴가 자주 발생한다.

다음은 ACI[3] 기준에 따라 프라이아웃 강도(Vcp )를 평가하는 방법이다.

Vcp  kcpNcb (2.17)

제8-5편 교량 부대시설물

653

여기서, kcp = 1.0 for hef ＜ mm

kcp = 2.0 for hef ≥  mm

⑨ 철근의 전단강도

많은 경우에 앵커볼트의 근입깊이와 연단거리가 충분한 경우에 앵커시스템의 전단거동은

앵커볼트의 전단강도에 의존한다. 그러나 콘크리트의 저항 강도가 외력보다 작은 경우에

는 전단 철근을 배치하여 수평력에 저항하는 것으로 설계할 수 있다.

철근에 의한 공칭 강도(Vs)는 다음 식에 의하여 구한다.

Vs  n Asfyt (2.18)

fyt 는 철근의 인장강도(N/cm2)이며, As는 철근의 단면적이다. 이때 철근은 콘크리트 파괴

면을 고려하여 배근해야 한다.

⑩ 받침부 상세

고속국도 교량의 받침부에는 하부구조 상부의 코핑부에 받침콘크리트를 시공하고 무수축

모르타르를 이용하여 받침 본체의 위치를 세팅하는 구조로 구성되어 있다. 상기의 받침부

설계 기준은 하부구조의 코핑과 받침콘크리트 및 무수축모르타르가 일체 거동을 하는 것

으로 판단하여 제시되었다. 따라서 받침부의 응력 집중을 완화하고, 하중 전달을 원활하게

하기 위해 다음 사항을 고려할 필요가 있다.

㉮ 상부 하중은 받침콘크리트를 통하여 하부구조로 전단되기 때문에 원활한 하중전달과 응

력집중을 고려하여 구조 계산을 통하여 필요하지 않은 경우에도 아래 그림과 같이 받침

콘크리트에는 지압과 수평보강을 겸한 최소한의 가외철근(D13@100)을 배치해야 한다.

㉯ 공용 중인 교량 받침부의 무수축 모르타르가 기준(50 mm)보다 높게 시공되어 많은 손

상이 발생하고 있으므로, 무수축모르타르의 높이는 최대 50 mm로 엄격하게 제한해야

하며, 가능한 한 높이를 최소화하여 힘의 전달이 원활하도록 해야 한다.

㉰ 기존 설계에서 받침콘크리트는 지압과 전단마찰 등을 고려하여 연직하중과 수평하중에

대하여 설계하고 있으나, 받침 콘크리트의 높이가 높아지면 수평하중에 의하여 받침콘

크리트에 하중이 집중되므로, 받침의 점검이나 교체를 위한 공간만 확보된다면, 수평하

중에 의한 콘크리트 파열강도를 증가시키기 위해 앵커의 단부로부터 받침콘크리트의

면적을 크게 하는 것이 좋다.

㉱ 교량의 설계 도면에는 받침의 규격, 하부판의 규격, 앵커볼트 및 앵커소켓의 규격, 받침

제3권 교량

654

콘크리트 및 무수축모르타르 규격 등 받침부의 상세 규격 및 철근배근도 등이 포함되

어야 한다. 또한 설계 도면에는 유지관리용 유압잭을 설치하기 위한 위치가 제시되어야

한다. 유압잭 설치를 위한 위치는 하부구조 철근의 피복두께와 유압잭의 직경을 고려하

여 결정해야 한다. 유압잭 설치는 하부구조 전면 피복두께와 상면 피복두께를 더한 것

보다 내부에 위치해야 한다.

2.8 교량받침장치 하면의 보강철근

(1) 교량받침면은 교량받침을 통하여 상부구조로부터의 하중 등의 집중하중을 받는 곳이고 지진 시에

큰 수평력이 작용하는 곳이므로 교량받침장치 하면에 연직하중과 수평하중에 대하여 교축방향과

교축직각방향으로 철근을 보강해야 한다.

(2) 교량받침 끝의 연단거리가 작으면 고정단에서 전단면에 연하여 교량받침장치가 파손되는 경우가

있으므로 파괴면에 대한 전단응력을 검토해야 하고, 필요 시 철근을 보강해야 한다.

2.9 방 청

(1) PSC · RC교의 받침 및 신축이음 설치장소의 받침, 부식환경이 나쁜 곳의 받침은 용융아연도금(부

착량 550g/m2 이상) 또는 용사도장을 하는 것이 좋다.

(2) 메나제힌지에 사용하는 철근은 가공 후 용융아연도금(부착량 550g/m2 이상)을 하는 것이 좋다.

(3) (1) 이외의 받침은 특수 스텐레스강 또는 내식성용접 합금강이 아닌 한 원칙적으로 도장을 한다.

(4) 받침의 도장은 하도에서 상도까지 공장도장으로 하며, 설치 후 보수도장을 하는 것으로 한다.

(1) PSC · RC교의 받침은 강교의 받침과 비교하여 유지관리상 곤란한 점이 있으므로 초기의 유

지보수를 경감시키려는 목적으로 용융아연도금으로 한다. 신축이음 설치의 장소는 우수의

영향 또는 한랭지에서 동결방지를 위해 살포하는 염화칼슘량의 영향으로 부식이 촉진되는

환경에 놓인다. 부식환경이 나쁜 장소로는 해상이나 해변의 소금입자의 영향을 강하게 받는

환경을 생각할 수 있다.

(2) 청소 및 도장은 이 설계요령 ʻ8-2편 4.8 강교도장ʼ을 참조한다.

제8-5편 교량 부대시설물

655

2.10 포트받침

(1) 설계일반

포트받침은 극한한계상태, 사용한계상태, 피로한계상태에 대하여 안전성을 검토하여 설계해야

한다.

(2) 재료

포트받침의 제작에 사용되는 재료들은 화학적, 물리적, 기계적 성질이 충분히 안정적이어야 하며,

아래의 요구조건들을 만족해야 한다.

① 탄성중합체는 천연고무(NR) 또는 합성고무(CR)를 사용하며, KS M ISO 6446 규정을 따른다.

② 강재는 다음에 규정된 제품 규격 이상으로서, 설계하중을 고려하여 충분한 안전도가 확보되도

록 선택해야 한다(KS D 3501, KS D 3503, KS D 3506, KS D 3512, KS D 3515, KS

D 3698, KS D 3705)

③ 탄성패드가 포트 벽과 피스톤 사이로 돌출하는 것을 방지하기 위해 고무판 둘레에 적절한 봉함

장치를 사용해야 한다.

(3) 회전수용능력

① 극한한계상태에서 포트받침에 발생하는 최대 회전각(  )은 0.03 rad을 초과할 수 없으며,

활하중에 의한 회전각 변동(Δ )은 0.005 rad을 초과하지 못한다.

② 포트받침 및 포트받침과 접하는 구조물들은 탄성패드에 발생하는 최대 구속모멘트(Memax )와

피스톤과 포트벽의 마찰에 의한 모멘트(M max )를 고려하여 설계해야 한다. 이때 피스톤과 포

트벽과의 최대 마찰계수는 0.2를 사용한다.

③ 기하학적 조건

㉮ 피스톤과 탄성중합체의 접촉면 끝단은 포트 내부에 있어야 한다

㉯ 포트벽 상부는 금속재료의 포트받침 구성요소와 접촉하지 않아야 한다

(4) 수직처짐

받침의 압축강성은 인접한 구조물의 설계에 영향을 미치는 경우 시험을 통해 결정해야 한다

(5) 하중분산

하중 분산각은 45°를 사용한다. 포트받침의 구성요소 및 재료의 특징을 고려하여 더 큰 하중 분

산각을 사용할 수 있으나 60°를 초과할 수 없다.

(6) 탄성패드 설계

① 탄성패드의 최소두께는 다음의 식으로 구하며, 

d

보다 작지 않아야 한다.

tmin   ×   × d (2.19)

여기서,   : 설계최대 회전각(rad)

d : 탄성패드의 직경(mm)

② 탄성패드는 극한한계상태에서 다음 조건을 만족해야 한다.

NSd ≤ NR d (2.20)

제3권 교량

656

NR d는 탄성패드의 설계강도로 다음과 같다.

NR d  



× 



× d × fe k (2.21)

여기서, fe k : 탄성중합체의 허용압축응력(60 MPa)

(7) 포트설계

① 포트는 탄성패드의 수평력과 수평외력에 안정적으로 거동하도록 설계되어야 한다.

② 극한한계상태에서 포트의 응력은 항복강도를 초과할 수 없다.

(8) 봉함링 설계

탄성패드가 피스톤과 포트의 벽 사이로 돌출되어 나오는 것을 방지하기 위해 황동 등의 적절한 장

치로 고무판의 원둘레를 봉합시켜야 한다.

(9) 피스톤과 포트 접촉부 검토

① 접촉면은 평면 또는 곡면이다. 평면에서는 피스톤의 폭( )이 15 mm 보다 작아야 한다(그림

2.10). 곡면에서는 접촉면의 반지름 R(그림 2.11)은  × D 와 100 mm 중 큰 값 이상으

로 한다.

② 접촉면은 극한한계상태에서 아래 조건을 만족하도록 설계한다.VSd는 수평력(N), VR d는 포트

의 설계강도(N)로 접촉면에 따라 구분된다.

VSd ≤ VR d

EN 1337-5 KDS 24 90 11 : 2006

평면접촉식

∙ Vrd  

fy × D × w

(2.22)

곡면 접촉면

∙ Vrd  Ed

 × fu

 × R × D

(2.23)

여기서,

D : 포트의 내부 직경

fy : 재료의 항복강도

fu : 재료의 극한강도

w : 피스톤 면의 폭

R : 접촉면 반지름

Ed : 포트의 탄성계수

평면접촉식

∙ Vrd  

fy × D × w

곡면 접촉면

∙ Vrd  Ed

 × fy

 × R × D

여기서,

D : 포트의 내부 직경

fy : 재료의 항복강도

fu : 재료의 극한강도

w : 피스톤 면의 폭

R : 접촉면 반지름

Ed : 포트의 탄성계수

제8-5편 교량 부대시설물

657

2.11 탄성받침

VFx y Sd

<그림 2.10> 직선 접촉면

VFx y Sd R

<그림 2.11> 곡선 접촉면

(1) 일반사항

① 탄성받침은 극한한계상태 및 사용한계상태에서 안전성 및 사용성을 만족하도록 설계되어야

한다.

② 탄성받침은 극한한계상태에서 작용하는 설계 극한하중 및 변위에 대하여 적절하게 견딜 수 있

어야 한다.

③ 탄성받침은 사용한계상태에서 작용하는 설계 사용하중 및 변위에 대하여 허용 기준값을 만족

해야 한다.

(2) 압축특성과 전단특성

① 탄성받침의 수직 압축강성은 다음과 같이 표현된다.

KV  T r

Ec × A

(2.24)

② 탄성받침의 수평 전단강성은 다음과 같이 표현된다.

제3권 교량

658

Kh  GT r

A

(2.25)

여기서, A : 탄성받침의 단면적(mm )

Ec : 탄성받침의 압축탄성계수(MPa)

G : 탄성받침의 전단탄성계수(MPa)

Tr : 탄성중합체층의 총두께(mm)

(3) 재료

① 탄성중합체

㉮ 탄성중합체는 신생중합체로서 천연고무(NR)나 합성고무(CR)를 사용한다. 다른 중합체와의

혼합은 최대 5%까지 가능하다. 재생고무나 경화한 고무를 사용해서는 안 된다.

㉯ 탄성중합체의 물리적, 기계적 특성은 사용되는 신생 중합체에 따라 다음 요건과 부합해야

한다.

<표 2.4> 탄성중합체의 물리적 기계적 특성

특성 수준 시험방법

전단계수(G, MPa) 0.7 0.9 1.15

인장강도(MPa)

제조 시편

제품 시편

≥ 16

≥ 14

≥ 16

≥ 14

≥ 16

≥ 14 KS M 6518의 4

파단점에서 신장률(%)

제조 시편

제품 시편

450

400

425

375

300

250

인열 저항(kN/m)

CR

NR

≥ 7

≥ 5

≥10

≥ 8

≥ 12

≥ 10

KS M 6783의 트라우저형

영구압축 줄음률(%)

24 h ; 70℃

CR ≤ 15

NR ≤ 30

KS M 6518의 10

촉진노화

(조화전 값으로부터의 최대 변화)

: 경도(IRHD)

NR 7일, 70℃

CR 3일, 100℃

: 인장강도(%)

NR 7일, 70℃

CR 3일, 10 0℃

: 파단 시 신장률(%)

NR 7 일, 70℃

CR 3 일, 100℃

- 5 ± 10

± 5

± 15

± 15

± 25

± 25

KS M 6518의 7

오존 저항

신장률 : 30% - 96시간

4 0℃ ± 2℃

NR 25 pphm, CR 100 pphm

균열 없음 KS M 6518의 15

제8-5편 교량 부대시설물

659

② 보강재

내부 보강판은 KS D 3501 또는 KS 2D 3503을 따르거나, 파단 시 최소등가신장(minimum

equivalent elongation)을 가지는 것이어야 한다. 내부보강판의 최소두께는 2 mm이다. 내

부 보강판은 (10) 보강판 규정이 적용된다.

③ 외부 강판

㉮ 탄성받침 C형에 적용되는 외부 보강판은 KS D 3501 또는 KS D 3503을 따르거나, 파단

시 최소등가신장(minimum equivalent elongation)을 가지는 것이어야 한다.

㉯ 외부 보강판의 최소두께는 탄성중합체의 내부 층 두께가 8 mm 이하라면 15 mm, 내부

층 두께가 8 mm 이상이라면 18 mm이다.

(4) 형상과 치수

① 받침의 형상은 사각형 또는 원형을 표준으로 한다. 특이 형상을 가진 받침을 설계할 때에는 내

부 고무층이 5 mm ~ 25 mm 범위에서 동일한 두께를 갖도록 한다.

② 받침은 표 2.5의 분류된 형식 중 하나 또는 이들이 조합된 형태로 설계된다.

설명 단면형식

A형 받침 : 단 하나의 보강판을 탄성중합체로

완전히 덮은 적층받침

B형 받침 : 최소 2개 이상의 보강판을

탄성중합체로 완전히 덮은 적층받침

C형 받침 : 외부 보강판이 있는 적층받침

D형 받침 : B형+PTFE 탄성중합체와

결합된 형식

※ PTFE(Polytetrafluoroethylene)

E형 받침 : 탄성중합체와 강판에 오목한 테가 있는

PTFE 탄성받침에 결합된 외부판이 있는 형식

<표 2.5> 강재보강 탄성받침 단면형식

제3권 교량

660

(5) 설계원리

① 보강판은 탄성중합체와 접촉면에서 상대 이동이 발생하지 않도록 탄성중합체에 화학적으로 부

착되어야 한다.

② 설계하고자 하는 모든 받침은 아래의 설계 요건을 만족해야 한다. 다만, 받침의 상하 두께가

2.5 mm 이하인 경우에는 설계 계산에 포함되지 않는다.

㉮ 최대설계변형률

받침의 어느 지점에서든, 설계하중에 의한 변형률의 합은 다음 식으로 계산할 수 있다.

t d  KL c d  q d   d  (2.26)

여기서,   : 압축설계하중에 의한 설계변형률

  : 설계이동변위에 의한 설계전단변형률

  : 설계각회전에 의한 설계변형률

KL : 하중종류에 따른 계수. 일반적으로 1.0을 사용하며, 차량 활하중에 의해

계산되는 경우에는 1.5를 사용한다.

이 최대설계변형률은(  ) 사용한계상태에서는 최댓값 5를 초과할 수 없으며, 극한한계상

태에서는 최댓값 7을 초과할 수 없다.

㉯ 보강판의 최대 인장응력

보강판은 사용한계상태와 극한한계상태에 해당되는 설계하중에 대하여 (10)항에 따라 설계

해야 한다.

㉰ 안정성 기준

받침은 사용한계상태와 극한한계상태에 대하여 (11)항 의 안정성 기준을 만족해야 한다.

㉱ 받침의 힘, 모멘트, 변형은 (12)항에 따라 평가해야 한다.

(6) 형상계수

형상계수는 구멍을 포함한 탄성체의 자유표면적과 탄성체의 유효면적에 대한 비로 정의할 수 있다.

적층받침에서 개별 탄성중합체 층의 형상계수 S는 다음의 식으로 계산할 수 있다.

S  lp × te

A (2.27)

여기서, A : 내부강판과 접촉하는 받침의 유효 면적. 단, 채워지지 않은 구멍의 면적은 제외한다.

(mm2)

lp : 탄성받침의 힘이 0인 둘레길이. 단, 채워지지 않는 구멍의 둘레는 포함한다(mm).

te : 압축상태에서 개별 탄성중합체 층의 유효두께(mm). 적층받침의 경우 내부 층은 실

제 두께 를 사용하고, 3 mm 이상인 외부 층은  를 사용한다.

ti : 개별 탄성중합체 층의 두께(mm)

(7) 압축하중에 의한 설계변형률

압축하중에 의한 설계변형률 c d는 다음 식과 같으며, 이때의 G 값은 표 4.2-4의 값 중 하나를

사용할 수 있다.

제8-5편 교량 부대시설물

661

c d  G × Ar × S

Fz  d

(2.28)

이동효과로 감소된 유효평면적(  )은 다음과 같다.

Ar  A  a ′

vx d

 b ′

vy d  (2.29)

여기서, Fz  d : 수직설계하중(kN)

Ar : 하중효과로 감소된 유효 평면적(mm )

   : 설계하중에 의한 받침의 a 방향으로의 최대 수평 상대변위(mm)

  : 설계하중에 의한 받침의 b 방향으로의 최대 수평 상대변위(mm)

′ : 교축방향 유효길이(mm)

′ : 교직방향 유효길이(mm)

(8) 전단변형률

이동 변위로 인한 탄성중합체의 전단변형률   는 다음과 같이 구할 수 있으며, 사용한계상태에

서 0.7을 초과할 수 없고, 극한한계상태에서 1.0을 초과할 수 없다.

q d  T q

vxy d

(2.30)

여기서, vxy d : vx d와 vy d의 벡터합으로 계산되는 받침의 수평상대변위(mm)

Tq : 상하 덮개를 포함한 탄성중합체의 총 두께(mm)

(9) 각회전으로 인한 설계변형률

각회전으로 인한 설계변형률   은 다음의 식으로 계산된다.

 d  

 ti

 

a′ × a d  b′ × b d ti

′

(2.31)

여기서,   : 탄성받침의 나비 a를 가로지르는 회전각(rad)

  : 탄성받침의 길이 b를 가로지르는 회전각(rad)

ti : 탄성중합체 각 층의 두께(mm)

ti

′ : 탄성중합체 각 층의 가장 작은 두께(mm)

(10) 보강판 규정

적층탄성받침의 보강판 최소두께는 다음을 따른다.

ts  Ar × fy

 Fz  d × t  t  × Kh 그리고 ts ≥  mm (2.32)

여기서, Fzd : 수직설계하중(kN)

Ar : 하중효과로 감소된 유효 면적(mm2)

,t : 내부보강판 양면에서의 탄성중합체의 두께(mm)

fy : 보강판의 항복 응력(MPa)

제3권 교량

662

Kh : 보강판의 인장응력을 고려하기 위한 계수

∙ 구멍이 없는 경우 : Kh  

∙ 구멍이 있는 경우 : Kh  

(11) 안정성

㉮ 회전 안정성

회전 안정성은 4.2.3.13에 의한 총 수직변형   이 다음 조건을 만족해야 한다.

① 직사각형 받침

   

′×    ′×   

≥  (2.33)

② 원형 받침

vz  d  

D′․d

≥  (2.34)

여기서, D′ : 받침의 유효직경(mm)

vzd : 총 수직변형(mm)

㉯ 버클링 안정성

직사각형 받침의 버클링 안정성 검토를 위해 압축응력A r

Fz  d 이 식 2.35를 만족시켜야 한다.

이때   는 최소 두께의 탄성중합체 내부 층에 대한 형상계수이다. 원형 받침에 대해서는 식

4.2-16에서 ′를 직경( ′)으로 보고 검토할 수 있다.

A

r

Fz  d

 Te

 × a′× G × S

(2.35)

㉰ 미끄럼 안정성

고정되지 않은 받침은 다음의 조건을 만족시켜야 한다.

Fxy d ≤ e × Fz  d min (2.36)

또한 고정하중에 해당하는 최소수직하중에 의한 압축응력이 3 MPa보다 커야 한다.

cd min  



Fz  d min

≥  (MPa) (2.37)

여기서, Fxy d : 모든 수평력의 합(N)

Fz  d min : Fxy d가 적용될 때 최소 수직설계하중(N)

 : 마찰계수

     

Kf

(2.38)

Kf 는 콘크리트 표면은 0.6, 기타 표면은 0.2를 사용하며,  는 Fz  d min가 작용하였을 때

평균압축응력(MPa)이다.

제8-5편 교량 부대시설물

663

(12) 구조물에 가해지는 힘, 모멘트, 변형

탄성받침으로 인해 구조물로 전달되는 힘, 모멘트, 변형에 대한 구조물의 안전성을 검토해야 한다.

① 접촉면에서의 압력

탄성받침으로 인해 구조물과 접촉면에서는 불균등 압력이 발생하지 않고 평균압력이 지지 재

료의 강도를 초과하지 않아야 한다.

② 이동변위에 의해 구조물에 가해지는 힘

이동변위에 의해 구조물에 가해지는 힘(   )은 다음 식을 따른다.

Rxy d  T e

A × G × xy d

(2.39)

여기서, Rxy d : 이동변위에 저항하는 힘의 합력( )

A : 받침의 총 평면적(mm2)

G : 받침의 전단계수(MPa)

Te : 전단에 유효한 받침 탄성중합체의 총 두께(mm)

③ 회전저항에 의한 복원모멘트

탄성받침의 길이방향()에 평행한 회전에 의한 복원 모멘트는 다음의 식을 따른다. 이때   는

표 4.2-9를 따른다.

㉮ 직사각형 받침

Md  G × n × ti

 × Ks

 × a′ × b′ (2.40)

㉯ 원형 받침

Md  G ×

 × n × ti



 ×  × D′

(2.41)

Ks 인자의 결정은 다음 표 2-6을 따른다.

<표 2.6> 복원 모멘트 계수

b/a 0.5 0.75 1 1.2 1.25 1.3 1.4 1.5

Ks 137 100 86.2 80.4 79.3 78.4 76.7 75.3

b/a 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.5 10 ∞

Ks 74.1 73.1 72.2 71.5 70.8 68.3 61.9 60

① 수직처짐

적층받침에서 총 수직처짐(  )은 식 2.42와 같이 각각의 층에서의 수직처짐의 합으로 계산

된다. 다만, 정밀한 값이 요구되는 경우에는 받침의 샘플을 조사하여 확인하도록 한다.

vz  d  A 

Fz  d × ti 

 G × S





 Eb

  (2.42)

제3권 교량

664

2.12 지진격리받침

여기서, Eb는 탄성중합체의 체적탄성계수로 일반적으로 2,000 MPa를 사용한다.

(13) 내진규정

① 강재보강 탄성받침이 지진 발생 후에도 받침으로서의 성능을 발휘하기 위해서는 표 2.5의 C형

받침 형식과 같이 고무패드와 강판이 일체형으로 제작되어야 한다.

② 강재보강 탄성받침을 지진격리받침과 함께 혼용하여 지진격리설계를 하는 경우에는 강성보강

탄성받침의 이동변위에 의한 최대전단변형률이 150%를 만족해야 한다.

(14) 기타

탄성받침 제작 시 단일 고무층 내에 여러 장의 고무를 겹쳐서 가황하는 것을 금한다.

(1) 지진격리받침의 기본 원리는 교량의 상부구조와 기초 사이에 수평방향으로 유연한 재료를 설치하

여 구조물의 고유진동수를 지진에너지가 우세한 대역 밖으로 이동시켜 상부 구조물에 전달되는

가속도의 저감을 통하여 지진에너지를 흡수, 분산시키는 개념이다. 즉, 지진격리장치의 기본적인

역할은 구조물의 진동주기를 늘려서 구조물로 전달되는 지진력을 줄이는 것이다.

(2) 지진격리장치 및 지진격리시스템의 요구기능

(가) 절연기능 : 지진에 의한 진동이 교량에 전달되지 않도록 절연 장주기화

(나) 감쇠기능 : 에너지를 소산함으로써 지진의 응답을 감소시킴 (변위진폭을 작게 함)

(다) 복원기능 : 지진 후 교량이 원래의 위치로 돌아오게 한다.

(라) 지지기능 : 상시 고정하중과 활하중을 하부교각으로 원활히 전달하는 기능뿐만 아니라 지진

시 수평변위를 동반한 동적하중 하에서도 안정되게 상부교량을 지지한다.

(3) 지진격리설계는 수평지진력에 의한 지진 시 교량의 응답을 줄일 목적으로 주로 상부구조와 하부구

조 사이에 지진격리받침을 적용하여 설계기준에 요구하는 내진성을 확보하는 방법이다. 이때, 지

진격리받침은 교량의 고유주기를 길게 함으로써 교량에 작용하는 지진력을 줄여주고, 지진에너지

흡수 성능 향상을 통하여 지진이 응답을 감소시키는 역할을 한다. 그 적용에 있어서 다음 사항을

충분히 검토해야 한다.

(가) 지진격리설계의 적용은 교량의 장주기화 혹은 지진에너지 흡수성능 향상 효과를 상시와 지진

시의 양측 면에서 검토한 후에 판단해야 한다.

특히, 다음의 조건에 해당되는 경우에는 지진격리설계를 적용하지 않는 것으로 한다.

① 하부구조가 유연하고 고유주기가 긴 교량

② 기초주변의 지반이 연약하고 지진격리설계의 적용에 따른 교량 고유주기의 증가로 지반과

교량의 공진가능성이 있는 경우

③ 받침에 부반력이 발생하는 경우

제8-5편 교량 부대시설물

665

지진격리설계는 장주기화와 고감쇠화의 두 가지 기능을 동시에 확보할 수 있도록 해야 한다.

이때, 장주기화는 구조물의 가속도응답 감소에 주로 기여하며, 고감쇠화는 지진격리받침의

변위응답 감소에 주로 기여하게 된다. 특히, 지나친 장주기화는 변위응답을 크게 증가시킬

수 있어 감쇠성능의 확보가 병행되어야 하며, 정밀해석을 통한 응답변위의 확인과 이에 대한

구조상세의 검토가 필요하다.

(가) 공진에 의한 교량응답의 증폭으로 인한 지진피해의 확대를 예방하기 위한 규정이다. 지

진격리설계에 의하여 길어진 교량의 고유주기가 하부구조의 주기와 근접하거나 기초지

반의 주기와 근접하여 응답의 증폭이 발생할 가능성이 있는 경우에는 상세한 해석과 세

밀한 검토에 의하여 지진격리설계주기를 변화시키거나 감쇠비를 증가시키는 방법 혹은

다른 장치의 추가적 도입이나 구조의 개선 등의 방법으로 내진성의 향상을 도모해야 한

다. 또한 주된 복원력제공 장치인 고무받침의 경우, 그 특성상 인장력에 대단히 취약하

므로 부반력이 발생하는 경우에는 안정성의 검토가 필요하다.

(나) 지진격리설계에 의하여 증가할 수 있는 상부구조의 변위응답은 교량 손상의 원인이 될

수 있으므로 증가한 변위에 대한 검토와 대책이 필요하다.

(다) 지진격리받침이 반복되는 변위에 안정적으로 거동하는 것이 확인된 범위 내에서 설계되

고 적용되어야 함을 명시하고 있다. 설계에서 이용할 수 있는 변위기준은 국가와 제품에

따라 다르므로 성능확인 시험 등을 통하여 안정성이 확인된 범위 내에서 사용해야 한다.

(라) 설계자의 독창적 아이디어에 의한 설계기술의 발전을 도모하기 위해 각종 지진보호장치

들을 적용하여 창의적이고 진보된 지진격리설계가 가능하도록 해야 한다.

(나) 교량의 장주기화로 인한 지진 시 상부구조의 변위가 교량의 기능에 악영향을 주지 않도록 해

야 한다.

(다) 지진격리받침은 역학적 거동이 명확한 범위에서 사용해야 한다. 또한 지진 시의 반복적인 횡변

위와 상하진동에 대하여 안정적으로 거동해야 한다.

(라) 이 절에서 규정하고 있는 지진격리받침 이외에도 그 특성의 안정성이 확인된 각종 감쇠기, 낙

교방지장치, 지진보호장치 등에 의하여 보다 발전된 설계를 할 경우에는 이를 인정한다.