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

 

제3권 교량

364

4.1 일반사항

(1) 교대와 옹벽은 다음에 대해서 검토해야 한다.

• 상재 활하중 및 고정하중을 포함한 토압과 수압

• 교대/벽체의 자중

• 교량의 상부구조물로부터의 하중

• 온도 및 수축 변형에 의한 영향

• KDS 24 12 21에서 규정하는 지진하중

(2) 안정검토에 사용하는 토압은 KDS 24 12 11의 규정에 나타낸 적합한 최대 또는 최소 하중계수를

곱하여 사용한다. 설계는 가장 가혹한 하중조건을 만들어낼 힘의 조합에 대해 수행되어야 한다.

보강토 및 기성 모듈식 옹벽의 설계는 KDS 24 14 51을 따라야 한다.

(3) 교대에 작용하는 하중 계산 시 경사식 및 계단식 배면에 또는 철근콘크리트 확대기초의 저판 위에

직접적으로 상재된 채움재의 중량은 교대의 유효중량의 일부로 고려할 수 있다. 확대기초가 사용

되는 경우 후면 돌출부는, 더 정확한 방법을 사용하지 않는 한, 뒤채움재의 중량이 재하되고, 지점

을 벽체로 하는 캔틸레버로 설계해야 한다.

(1) 일반적으로 교대 · 교각의 설계에서 주하중 외에 예상되는 하중의 조합에 의한 외력에 대해

서 안정하며, 지반의 지지력 · 전도 · 활동에 대해서 안정하고, 또 구체의 각 부재 · 기초구조

각 부재의 응력 · 지반반력에 대해서도 정하여진 허용치 범위 내에 있어야 한다.

하부구조의 안정계산에서는 상부구조, 하부구조(구체, 기초구조)에 작용하는 외력에 대한 안

정, 하부구조의 장 · 단기하중에 의한 전도에 대한 안정, 지지지반의 장 · 단기하중에 대한 지

지지반의 파괴와 활동에 대한 안정을 검토해야 한다.

교대· 교각의 하중조합은 KDS 24 12 11 규정에 명시된 모든 적용 가능한 하중조합에 대해

설계한다.

(2) 통상 교대의 설계 시 하중조합은 이 조항에 제시한 하중조합을 고려한다. 통상의 교대에서는

이들 조합하중에 대해서 교축방향만 검토하여도 된다. 그밖에 수압, 부력 등이 작용하는 경

4. 교대, 교각의 설계

제8-3편 교량 하부 구조물

365

우는 구조물의 안정에 불리하도록 하중을 조합시켜 계산해야 한다.

(3) 일반교대의 설계는 교축방향에 대한 검토만으로 좋지만, 경사교대의 경우에는 교대 배면 직

각방향 및 교축방향에 대해서 검토하며, 특히 편토압에 의하여 교대가 회전하지 않는가 검토

해야 한다. 그러나 경사교대에 작용하는 토압 · 상부구조에서의 반력 · 지진의 영향 등 불명

확한 사항이 많으므로, 교대의 높이 · 사각 · 지지지반 · 기초구조를 감안하여 통상의 경우 교

대배면 직각방향만 검토하여도 좋다.

경사교대에 작용하는 토압은 그림 4.1과 같이 교대 폭 방향으로 일정하지 않고, 그 작용 방향

도 교축방향과 일치하지 않는 것이 일반적이다. 이와 같이 일정치 않는 토압(그림 4.1의 단면

a-a와 b-b 방향)을 어느 정도 저감할 것인가에 대한 측정 예도 없고 구체적 방법도 명확하지

않으므로 계산의 간략화와 안정성을 위해 그림 4.2와 같이 교대 배면토압은 교대 폭 방향에

대해서 일정하게 작용한다고 생각하여도 좋다. 이와 같이 경사교대를 설계하는 경우 교대의

중심 0과 토압 합력의 작용선이 동일연직면 내에 있지 않기 때문에 기초 앞판의 둔각부(A)의

연직반력 및 단위면적 당 활동력이 예각부(B) 보다도 크게 된다고 생각되므로 둔각부의 기초

를 적어도 75ﾟ 이상으로 확대하는 것이 바람직하다.

<그림 4.1> 경사교대에 작용하는 토압

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<그림 4.2> 교대 배면토압

4.2 교대의 설계

4.2.1 역T형 교대

역T형 교대의 앞 벽과 확대기초는 각각에 작용하는 하중에 저항하는 캔틸레버보로서 설계하기로 한

다. 벽의 하단두께는 단면에 작용하는 축력 · 휨모멘트 및 전단력으로 결정하나, 벽에는 전단력에 저항

시키기 위한 전단철근을 쓰게 되면 콘크리트를 타설하는데 방해가 되므로 전단철근을 쓰지 않아도 좋

은 두께로 하는 것이 바람직하다.

이 조항은 ʻ3.1 설계일반ʼ(2)에서 전체안정(지지력, 활동, 전도)을 검토한 후에 앞벽과 확대

기초를 설계하는 경우를 서술한 것이다. 앞 벽과 확대기초와의 접합부를 고정단으로 하는

캔틸레버보로 설계한다. 또 주철근의 확대기초의 하면을 따라 구부려 정착하기로 한다. 확

대기초의 설계는 벽과의 접합부를 고정단으로 하는 캔틸레버보로서 설계한다. 상세한 설계

계산 방법은 ʻ3.4 확대기초의 설계ʼ를 참조한다. 토압은 앞 벽의 설계에서는 토압을 벽에 직

접 작용시키고 확대기초의 설계에서는 안정계산으로 작용시킨 토압의 연직토압 성분(PAV

또는 PEV)을 그림 4.3과 같이 삼각형 분포하중으로 작용시킨다.

제8-3편 교량 하부 구조물

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<그림 4.3> 토압의 작용방법

4.2.2 부벽식 교대

부벽식 교대는 다음과 같이 설계한다.

(1) 앞 벽 및 후면 확대기초는 부벽으로 받쳐진 연속보로 한다.

(2) 부벽은 후면 확대기초에 고정되고 보의 높이가 변화하는 T형 단면 캔틸레버보의 복부로 한다.

(3) 부벽은 앞 벽과 후면 확대기초의 결합부에 철근을 배근한다.

(4) 벽과 확대기초의 접합부에는 상당량의 가외철근을 각각 배면과 상면에 가까이 배근해야 한다.

이 조항은 ʻ도로교설계기준 하부구조편 5.4.3.3 부벽식 교대ʼ에 준한 것이지만 역T형 교대

와 마찬가지로 앞 벽의 설계에서는 토압을 벽에 직접 작용시키고, 확대기초의 설계에서는

안정계산으로 작용시킨 토압의 연직토압 성분을 삼각형 분포로 작용시킨다.

(1) 앞 벽 및 후면 확대기초의 설계는 뒷 부벽으로 고정된 연속판으로 설계하여도 좋다. 또 확대

기초에 근접한 부분에서는 3변 고정보로서 가정하는 것이 좋다. 연속보로 설계할 경우 지간

및 지점의 휨모멘트는 ±Wℓ2/10 , 전단력은 Wℓ/2을 취한다.

여기서, W : 판의 단위 폭 당 토압(kN/m2)

ℓ : 뒷 부벽의 중심간격(m)

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<그림 4.4> 부벽식 교대

(2) 뒷 부벽에서는 부벽 간의 중심간격에 작용하는 수평하중에 대한 휨모멘트 및 전단력을 계산

한다. 휨모멘트에 대한 인장철근은 뒷 부벽의 배면을 따라서 경사지게 배치한다. 그 단면적

은 보의 높이가 변화하는 쐐기형의 보로서 구하는 것이 좋지만 간단히 하기 위해 T형 단면에

서 콘크리트의 전 압축응력이 연직벽두께 중심에 작용하는 것으로 가정하여 다음 식 4.1에

따라 구하여도 좋다.

T  Z

R × r

(4.1)

As  fsa

T

여기서, T : 인장철근에 작용하는 전 인장력(N)

A-A : 가정 단면

C : 가정 단면의 벽의 중심점

R : 가정 단면의 상부에 작용하는 외력의 합력(N)

Z : C점에서 인장철근의 도심까지의 거리(mm)

r : C점에서 R까지의 거리(mm)

As : 인장철근의 단면적(mm2)

fsa : 철근의 허용응력(MPa)

이 식은 계산의 편의를 도모하기 위해서 축력을 무시하고 있다. 따라서 축력이 큰 경우는 단면

의 압축측이 위험하게 되는 경우가 있으므로 콘크리트의 휨압축응력에 대해서도 검토해야

한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

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(a) 부벽 배면의 철근배근 (b) 결합부의 철근 배근

<그림 4.5> 부벽식 교대

(3) 그림 4.5와 같이 앞 벽과 부벽, 부벽과 후면 확대기초의 결합부에 철근을 넣는다. 소요 철근

량은 다음 식 4.2로 구해도 좋다.

As ≥ fsa

S

(4.2)

여기서, S는 ①의 경우 : 앞 벽 설계 시의 전단력을 이용한다.

②의 경우 : 후면 확대기초 설계 시의 전단력을 이용한다.

(4) 벽의 두께는 시공이 용이하도록 300 mm 이상으로 하는 것이 좋다.

이 철근량은 벽과 확대기초의 접합단면에 있어서 배력철근과 같은 정도의 양을 사용한다. 다

만, 확대기초의 두께가 두꺼운 경우에는 확대기초 상면의 가외철근을 생략하여도 좋다.

h ≥ 0.25m

H : 벽의 높이(m)

<그림 4.6> 가외철근

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4.2.3 중력식 및 반중력식 교대

중력식 교대는 본체의 자중을 크게 하여 구체단면에 압축응력만 생기는 교대로서, 지반이 양호한 곳에

적용되며 경제적 높이는 약 4 m 정도이다.

반중력식 교대는 중력식과 유사한 구조형식이나 구체 배면이나 기초의 일부에 인장력이 발생하므로

철근을 배치하여 단면을 보강하며 일반적으로 4 ~ 6 m 정도 높이의 교대에 적용한다.

4.2.4 라멘 교대

라멘 교대의 라멘부재 절점부는 접속하는 부재로 확실하게 단면력이 전달되는 구조이어야 한다. 또 라

멘부재 절점부의 우각부는 헌치 설치를 원칙으로 한다.

하중상태는 토압, 지진 시 수평력에 대해서 라멘부재에 불리하지 않도록 고려하여 설계해야 한다.

라멘부재의 설계에 대해서는 KDS 24 14 21를 참조하여 설계하기로 한다. 또 KDS 24 14

21에도 서술되어 있듯이 라멘부재 절점부에는 원칙적으로 헌치를 설치하기로 하지만, 부재

가 변단면인 경우, 라멘의 중간절점부인 경우 또는 절점부의 안전성에 대하여 검토한 경우

절점부에는 헌치를 붙이지 않아도 좋다.

4.2.5 박스형 교대

박스형 교대는 다음과 같이 설계한다.

(1) 상부공 반력, 자중 및 토압 등에 의한 휨 및 전단은 앞 벽의 일부를 압축 플랜지, 뒷벽의 일부를

인장 플랜지, 격벽(또는 측벽)을 웨브로 T형보가 담당한다고 생각한다. 이 경우 앞 벽이나 뒷벽은

토압을 주부재인 T형보에 전달하는 부재로 보고 설계한다.

(2) 덮개판은 자중, 상재토 중량 및 활하중을 받는 교축직각 방향으로 연속인 전변 단순 받침판으로

보고 설계한다.

(3) 뒷벽은 시공 시 및 완성 시에 편토압 및 지진력을 받는 판으로 설계한다. 앞벽, 측벽도 동일하게

적용한다.

여기서 말하는 박스형 교대로는 종래의 부벽식 교대의 변형으로 전체를 다실박스형 형상으

로 하여 그 위 전면에 덮개판을 얹는다.

제8-3편 교량 하부 구조물

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(1) 캔틸레버 T형보의 압축 플랜지(앞벽)의 편측 유효폭(λ)은 λ=h/4 + bs로 한다. 여기서 h는

앞 벽의 높이이다. 또 T형보의 주철근은 격벽에 양측 헌치를 더한 범위 내에 두고 철근으로

이것을 둘러싸게 한다. 하중의 취급방식은 뒷부벽식 교대에 준한다.

(2) 덮개판의 교축 직각방향 단면력은 W를 등분포하중, ℓ을 지간으로 하여 다음 식 4.3에 따른다.

지점 최대 휨모멘트   

 

(4.3)

지간 최대 휨모멘트   

 

<그림 4.7> T형보의 방식 <그림 4.8> 덮개판의 휨모멘트

(3) 뒷벽의 설계는 ʻ4.2.2 부벽식 교대ʼ의 앞 벽과 마찬가지로 격벽으로 고정된 연속보로서 설계

한다.

(4) 격벽의 설계는 (1)의 캔틸레버 T형보의 복부판으로 하여 설계한다. 격벽은 전단력을 받는

부재로서 계산하지만 산출되는 철근량이 적어도 T형보 강성의 확보, 건조수축에 의한 균열

방지를 위해 충분한 벽두께 및 철근량을 갖지 않으면 안 된다. 또한 측벽에도 면내방향은

격벽의 설계와 동일하다.

(5) 저판의 설계는 자중, 뒤채움재 및 지반반력 또는 말뚝반력이 작용하는 4변 고정 지지판으로

설계한다.

(6) 격벽, 측벽과 확대기초, 앞벽 및 뒷벽에는 철근을 그 결합부에 넣는다. 설계는 부벽식 교대에

준한다.

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4.2.6 흙쌓기면 위의 교대

교대에 작용하는 토압은 그림 4.9와 같이 교대저면과 가상지표면 사이의 토압을 고려하여 이 토압을

말뚝 폭의 3배(단, 확대기초 폭 이하)에 대하여 작용시키는 것으로 한다.

H1 : 교대저면으로부터 노면까지의 높이

H2 : 지표면으로부터 교대저면까지의 높이

<그림 4.9> 흙쌓기면 위의 교대의 토압

흙쌓기면 위의 교대는 지반 및 흙쌓기 재료가 양질의 경우에는 토압의 경감을 꾀하는 형식

이지만 ｢제8-1편 교량 계획｣에서도 기술했듯이, 지형 · 지질 · 흙쌓기 재료 등에 따라서 이

조항의 규정 이상의 토압이나 측방향 이동의 영향을 받을 수 있으므로 설계 및 시공 시 주의

를 요한다. 기초말뚝은 흙쌓기 시공 후에 시공하고 지반에 확실히 지지시켜야 한다. 또 교대

에서 상부공을 고정으로 하는 것은 바람직하지 않다.

교대 앞면의 저항토압은 무시하고 있지만 말뚝 시공 후 지반의 이완 또는 말뚝의 돌출을

고려하여 교대 앞면은 기초 폭 이상의 여유를 두고 또한 유지관리 측면에서 형하고는 1.8

m 정도의 여유를 확보하는 것이 바람직하다. 또 말뚝머리의 수평변위량을 계산할 때 돌출

말뚝으로 계산하고 가상지표면에서 변위량(기준변위)을 억제함과 동시에 하부공 끝단에서

의 변위량을 검토한다. 이와 같이 흙쌓기 중에 설치되는 말뚝을 설계할 경우 횡방향 지반반

력계수의 결정에는 충분한 검토가 필요하다.

4.2.7 중간이음식 교대

중간이음식 교대는 다음과 같이 설계한다.

(1) 기둥부에 작용하는 주동토압은 기둥 폭의 3배에 걸쳐서 작용하는 것으로 한다.

앞면의 저항토압은 재래지표면 이하에서 유효한 것으로 하고, 다음 식 4.4에서 구한 값으로

제8-3편 교량 하부 구조물

373

원칙적으로 직접기초에서는 근입부분은 최소로 근입한 것이므로 앞면 수동토압에 의하여

저항시키는 것을 금하고 뒷면에서만 저항시키는 것으로 한다. 그러나 중간이음식 교대에서

와 같이 앞면 피복토가 높고 또한 전압을 충분히 실시하는 경우 현 지반선 이하를 유효근입

깊이로 하여 수동토압에 의하여 수평저항의 일부를 담당하는 것으로 생각하여도 된다.

기둥부에 작용하는 토압은 기둥 폭의 3배에 작용하는 것으로 했으나 토압의 작용 폭에 대한

새로운 연구성과도 없고, 이 값을 수정할 자료도 없으므로 종래의 값을 사용하였다. 그러나

한다.

P = Kpi × γ × h (4.4)

여기서, P : 지표면에서 깊이 h인 위치의 저항토압

Kpi : Kp/1.5 Kp : 수동토압계수 tan2(45ﾟ+ ∅/2)

γ : 흙의 단위체적중량 h : 지표면으로부터의 깊이

또 기둥에 대해서는 기둥 폭만 저항토압을 받는 것으로 한다.

(2) 안정계산에서는 기초 위의 흙을 중량으로 고려하고, 지진 시 수평방향 관성력의 계산에 있어서는

그림 4.10과 같이 ①, ②, ③의 중량을 고려하는 것으로 하고 ④는 고려하지 않는다.

(3) 기둥부는 교축방향으로는 확대기초와의 접합부를 고정단으로 하는 캔틸레버보로 설계하고 교축

직각방향으로는 라멘으로 계산한다.

여기서, KA : 주동토압계수

KP : 수동토압계수

Pg : 재하하중에 의한 수평토압

P1 : 기둥 ①에 작용하는 지진 시 수평력(kN/m)

P2 : 기둥 ②에 작용하는 지진 시 수평력(kN/m)

γ : 흙의 단위체적중량(kN/m3)

D : 작용점에서 기둥의 폭(m)

ℓ2 : 시공기계 폭 이상(3 m)을 취하기로 한다.

a : 1.5m 이상

<그림 4.10> 중간이음식 교대의 토압

<그림 4.11> 중간이음식 교대 직각방향의 토압

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흙쌓기 내의 활동면을 고려하고 기둥 측면의 마찰력 등을 고려하는 경우 기둥부 토압작용

폭을 1.8배까지 경감할 수 있는 것으로 한다. 중간이음식 교대에 대해서는 토압작용 폭과

저항값, 설계와 시공 등 검토할 사항이 많으므로 계획과 설계 시 충분한 검토 후에 사용하는

것이 바람직하다. 중간이음식 교대의 흙쌓기 시공순서는 그림 4.12와 같은 순서로 한다. 또

이 교대를 사용하는 경우 시공순서에 대해서 설계도면에 기입하여 둔다.

<그림 4.12> 흙쌓기의 시공순서

4.3 교각의 설계

4.3.1 T형 교각

(1) 내민보의 설계

(가) 내민보는 캔틸레버보로서 설계해야 한다.

(나) 캔틸레버보의 내민길이는 기둥단면이 직사각형인 경우 기둥 앞면에 있어서 연직 단면으로부

터 보의 끝까지의 길이로 한다. 원형이나 정다각형 기둥인 경우는 기둥단면적과 같은 면적의

정사각형 기둥단면으로 치환하여 내민길이를 구하도록 한다. 또 기둥단면이 타원형인 경우는

단면이 반원형과 직사각형으로 이루어지는 것으로 하여 원형인 경우의 규정에 따라 내민길이

를 구하도록 한다.

(다) 내민보는 교축방향의 수평력에 대해서도 설계해야 한다.

(2) 기둥의 설계

(가) 기둥은 가장 불리하게 작용하는 축력과 휨모멘트의 조합에 대해서 설계해야 한다.

(나) 축력과 휨모멘트에 대한 기둥의 설계는 ʻKDS 24 14 21 콘크리트교 설계기준(한계상태설계

법)ʼ의 규정에 따른다.

(다) 기둥의 설계에서 비틀림을 고려하는 경우는 ʻKDS 24 14 21 콘크리트교 설계기준(한계상태

설계법)ʼ의 규정에 따른다.

(3) 확대기초의 설계

확대기초는 ʻKDS 24 14 51 교량하부구조 설계기준(한계상태설계법) 3.2 확대기초ʼ의 규정에 따

라 설계해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

375

(1)에 대하여

(가) 교각의 내민보는 기둥 전면에 연직단면을 설계단면으로 하는 캔틸레버로서 설계하여도

좋다. 그러나 기둥 전면부터 하중까지의 거리가 보의 높이보다 작은 경우에는 보의 응력

이 비선형으로 분포되므로 브래켓 및 코벨 설계 규정에 따라야 한다.

또, 교각의 내민보에 PC강재를 사용하는 경우에는 프리스트레스트 콘크리트설계 규정에 따

라 설계하거나 또는 별도로 검토할 필요가 있지만 특히 주행차량에 의한 진동이나 처짐 등

을 고려해서 일정 이상의 단면강성을 확보하든지, PC강재 정착부의 보강을 충분히 하든지,

건조수축과 수화열 등에 의한 유해한 균열을 막기 위해 필요에 따라 가외철근을 배치하는

것등에 유의할 필요가 있다.

(나) 기둥단면이 원형이나 정다각형인 경우는 기둥 단면적과 같은 면적의 정사각형 기둥단면

으로 치환하여 직사각형으로 이루어지는 것으로 하여 원형인 경우의 규정에 따라 내민길

이를 구한다.

(다) 교각 내민보의 고정단 ABCD단면 그림 4.13은 연직하중에 대하여 설계하는 외에, 고정

받침 축에서는 지진 시의 상부구조의 수평력, 가동받침 축에서는 받침의 마찰에 의하여

생기는 수평력에 대하여 설계할 필요가 있다.

<그림 4.13> 교축방향 보의 하중

(2)에 대하여

(가) 휨모멘트와 축력을 받는 기둥의 강도검토는 기둥의 안전성에 가장 불리하게 작용하는

하중조합에 대하여 검토해야 한다. 기둥은 축력의 크기에 따라 휨강도가 크게 영향을

제3권 교량

376

받으므로 최대 휨모멘트와 최대 축력의 조합이 꼭 안전한 조합이라 할 수는 없고, 최대

휨모멘트와 작은 축력을 동시에 받는 기둥은 각 하중조합에 따른 휨모멘트와 축력의 조

합을 모두 검토해야 한다.

(나) 독립교각에서는 하중작용위치와 구조중심위치가 일치하지 않아 기둥이 비틀림 영향을

받는 경우가 있으므로 이에 대해서도 검토해야 한다.

4.3.2 라멘교각

(1) 라멘부재의 절점부는 접속하는 부재 상호 간에 단면력이 확실히 전달되도록 해야 한다.

(2) 라멘부재의 모서리는 헌치를 붙이는 것이 좋다.

(3) 응력을 검토할 때 헌치의 유효부분은 그림 4.14와 같이 한다.

(가) 보 부재 (나) 각 부재

<그림 4.14> 헌치의 유효부분

(4) 단면력을 산출할 때의 축선을 부재단면의 도심축선에 일치시키는 것을 원칙으로 한다.

(5) 라멘부재 절점부의 설계휨모멘트는 그림 4.15와 같이 한다.

(6) 확대기초가 연속되어 있지 않은 라멘교각에서는 부등침하 및 상대수평이동을 고려해서 설계해야

한다.

(7) 라멘교각의 면외 하중에 대한 기둥의 분담률은 기둥의 강도 비에 따라 정함을 원칙으로 하나 기둥

의 강도가 별 차가 없을 때는 축력에 비례하여 분배하여도 좋다.

(8) 내민보 및 기둥은 ʻKDS 24 14 21 콘크리트교 설계기준(한계상태설계법)ʼ 확대기초는 ʻKDS 24

14 51 교량하부구조 설계기준(한계상태설계법) 3.2 확대기초ʼ의 규정에 따라 설계해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

377

(1) 라멘교각과 같은 외적 부정정인 구조물에서는 지점이동에 수반하여 부정정 응력이 증가한다.

이들의 침하량이나 수평이동량은 설계의 대상이 되는 지반에 의하여 크게 달라지므로, 각 지

반의 성상을 충분히 파악해서 각 구조물마다 변위를 계산하고 지점이동에 의한 단면력을 고

려하여 설계해야 한다.

특히, 지반침하가 현저한 지역에서는 부마찰 등의 영항을 받아 예상 이상의 변위가 발생하는

경우도 있으므로, 라멘교각의 확대기초를 연결하는 등 구조상의 고려가 필요하다.

(2) 라멘교각의 면외 하중에 의하여 각 기둥에 작용하는 휨모멘트와 전단력은 구조해석에 따라

결정할 수 있으나, 구조해석에 의하지 않는 경우에는 기둥의 강도 비에 따라 분담률을 정하

는 것을 윈칙으로 한다. 기둥의 강도에 별 차이가 없을 때는 기둥의 축력 비에 따라 분배하여

도 좋다. 특히 편심이 심한 라멘교각에서는 양 방법으로써 분배하고, 그 중 큰 값을 취하여

안전 측의 설계를 하는 등의 배려가 필요하다.

(가) 헌치와 단면변화의 영향을 (나) 헌치와 단면변화를 무시하고

고려하여 해석하는 경우 해석하는경우

<그림 4.15> 라멘부재 절점부의 설계휨모멘트

제3권 교량

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4.3.3 강교각의 설계

(1) (가) 설계 시에는 교각만 생각하지 말고, 상부공을 포함한 교량 전체를 고려하여 설계해야 한다.

(나) 본선, 일반도로, 지방도로, 시가지 도로에서 중앙분리대나 노측에 세워지는 교각에자동차의

충돌 우려가 있는 경우는 견고한 방호시설을 세우도록 한다.

(2) (가) 설계계산에 이용하는 골조선은 부재중심선으로 한다.

(나) 라멘의 설계에서는 각 부재마다 등가강도를 판정하여 단면력을 산출한다.

(3) (가) 우각부의 휨모멘트

우각부에 작용하는 휨모멘트로 A-A 단면에 대하여 M1, B-B 단면에 대하여 m2를 사용

해서 단면을 결정하여도 좋다.

(나) 라멘 우각부 응력의 산출

라멘 우각부는 다음과 같은 방법으로 설계하기로 한다.

(a) 플랜지 단면은 전단지연을 고려한 직응력에 의하여 설계한다.

(b) 웨브의 판두께는 전단응력에 의해서 결정한다.

단, 허용전단응력 νa = 0.45fta로 한다. 여기서, fta : 강재의 허용응력

(다) 라멘 우각부의 범위

라멘 우각부로 결정된 판두께를 그림 4.16과 같이 플랜지, 웨브 모두 플랜지폭의 1/2

우각부 연단에서 연장한다.

(라) 상자형 단면 우각부나 원형단면 우각부에 다이아프램 설치 시 도로교 설계기준 3.14.3에

따른다.

<그림 4.16> 라멘 우각부의 범위

(4) (가) 교각 기둥기초부의 설계에 있어서 베이스플레이트 하면의 콘크리트의 압축력에 저항하고 인

장력에 대해서는 앵커볼트 및 앵커프레임으로 저항하는 것으로 한다.

(나) 앵커볼트의 설계에서는 전단응력에 대해서 검토해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

379

(1)에 대하여

(가) 강교각은 교차도로에 의하여 설계조건 · 가설조건이 엄격한 곳에 사용하는 경우가 많지만

자동차의 충돌에 의한 국부좌굴의 저항에 약하고 장래 유지관리상 문제가 있으므로 지간

분할 등의 교량 전체형식을 고려한 후 부득이한 경우에만 채용하는 것이 바람직하다.

또, 상부공의 지점반력이 큰 경우 강교각 교량의 탄성변형에 의하여 상부공에 비틀림이

생겨 단면구성을 변경해야만 하는 수가 있으므로 주의를 요한다.

(나) 여기서 말하는 견고한 방호시설로는 자동차가 충돌하여도 교각 자체에는 영향을 미치지

않는 것이어야 한다. 방호시설의 내하력으로서는 기둥과 방호시설과의 공간이 충분하지

않은 경우 차도방향에 대해서 1,000 kN, 차도 직각방향에 대해서 500 kN을 목표로 하

고, 기둥과 방호시설과의 사이에 자동차의 충돌에너지를 흡수하는 공간이 확보되어 있으

면 그 정도에 따라 위의 값을 적당히 감하면 된다.

중앙분리대 상에 교각을 세우는 경우 2개 이상의 기둥에 의하여 하나의 교각으로 조립

된 교각에서도 소요단면의 산출 시에는 각 기둥에 대해서 충격하중을 고려하기로 한다.

특히 강성이 작은 교각에 대한 자동차의 충돌은 치명적이고, 중앙분리대에 교각을 세운

경우 위험도가 클 수밖에 없으므로 차도상의 교각 또는 충돌의 우려가 있는 교각은 견고

한 방호벽이 필요하다. 견고한 방호벽으로는 두꺼운 철근콘크리트 벽과 같은 설비를 말

하고, 일반적으로 쓰이고 있는 가드레일 등은 경고하다고 볼 수 없다.

(다) 베이스 플레이트의 설계에서는 휨응력, 지압응력 및 베이스 플레이트와 기둥과의 필릿용접을

검토해야 한다.

(5) 설계는 공장 제작 · 가설 등을 감안하여 설계하며, 특히 다음 사항에 유의하도록 한다.

(가) 교각 내의 다이어프램의 용접순서, 작업성

(나) 우각부의 용접순서, 작업성

(다) 맨홀 및 핸드홀의 설치위치

제3권 교량

380

<그림 4.17> 강교각의 형상

(2)에 대하여

(가) 라멘 또는 단주의 단면의 중심은 부재중심선과 별 차이가 없으므로 설계계산에 이용하는

골조선은 부재중심선으로 취한다. 단 단면의 중심위치가 부재 중심선과 크게 다른 경우

에는 설계 시 고려해야 한다.

(나) 라멘의 계산에서 단면이 크게 변하는 경우는 변단면으로서의 강도를 사용하고 판두께만

변하는 경우는 등단면으로서의 등가강도를 사용하여도 좋다.

(a) 변단면으로서의 강도 (b) 등단면으로서의 강도

(보높이가 크게 변화하는 경우) (판두께가 변화하는 경우)

<그림 4.18> 라멘의 설계

<그림 4.19> 우각부의 설계

플레이트 두께

제8-3편 교량 하부 구조물

381

(3)에 대하여

(가) 우각부의 설계는 플랜지 응력에 전단력을 고려하는 것도 있으나, 우각부는 A-A 단면

· B-B 단면에서 결정한 판두께를 그대로 연장하여서 사용하는 것으로 한다.

(나) 라멘 우각부에서는 힘의 방향이 급변하며, 특히 강구조는 일반적으로 얇은 구조이므로

힘의 전달구조가 몹시 복잡하다. 따라서 플랜지 힘의 전달방법, 전단지연의 영향 등 우

각부의 설계에 지배적인 사항에 대해서 주의가 필요하다.

설계는 일본 ʻ토목학회 논문집 제153호(1968년 5월)ʼ에 의한 ｢박판구조 라멘 우각부의

응력계산에 대해서｣를 참고한다.

(a) 플랜지의 응력

플랜지의 축방향 응력은 휨모멘트와 축력에 의한 응력 이외에 전단지연에 의한 응력

을 고려한다. 휨모멘트와 축력에 의한 응력은 아래 식에 의한다.

f  S b

M  A b

N (4.5)

fi  Sb

M  A b

N

f  S c

M  A c

N

fi  S c

M  A c

N

전단지연에 의한 응력

A단면 그림 4.19에 대하여 B단면에 대하여

fs  d 

b

A

w

fi S fs  d 

b

A

w

fi S (4.6)

R  Aw

Af R  A w

Af

플랜지의 최대응력은

A단면에 대하여 B단면에 대하여

fmo1 = fo1 + fs1 fmo2 = fo2 + fs2

fmi1 = fi1 + fs1 fmi1 = fi2 + fs2

제3권 교량

382

여기서, fo1, fi1 : 휨모멘트 및 축력에 의한 보의 플랜지 응력(MPa)

fo2, fi2 : 휨모멘트 및 축력에 의한 기둥의 플랜지 응력(MPa)

fs1 : A단면의 전단지연에 의한 플랜지 응력(MPa)

fs2 : B단면의 전단지연에 의한 플랜지 응력(MPa)

Sb, Sc : 보, 기둥의 단면계수(mm3)

Ab, Ac : 보, 기둥의 단면적(mm2)

Af1 : 보의 플랜지 단면적(상하 같은 것으로 하고, 그 한쪽을 취한다)(mm2)

Af2 : 기둥의 플랜지 단면적(좌우 같은 것으로 하고, 그 한쪽을 취한다)(mm2)

AW1 : 보의 웨브 단면적(전후의 합을 취한다)(mm2)

AW2 : 기둥의 웨브 단면적(전후의 합을 취한다)(mm2)

b : 웨브의 중심 간 거리(mm)

S1, S2 : R1, R2에 관한 값으로 전단지연의 추정도표 그림 4.20에서 구한다.

<그림 4.20> 전단지연의 추정도표

(b) 웨브의 전단응력

직선형 우각부에서 우각부 웨브의 전단력은 아래 식에 의한다. 이 계산법에 따르면

종래 관용계산법에 의한 것보다 웨브의 판두께가 현저히 커지는 경향을 갖는다. 이것은 플

랜지에 생기는 전단지연에 의한 응력집중 경향을 완화하는 것을 의미한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

383

F  d 

M  

N (4.7)

Fi  d 

M  

N

F  d

M  

N

Fi  d 

M  

N

  dt

F (4.8)

i   dt

Fi  S

  dt

F

i   dt

Fi  S

여기서, S2 = N1

S1 = N2

νo1 = νi1 ≤ νa

νo2 = νi2 ≤ νa

νa = 0.45 fta

Fo1, Fi1 : 기둥에 걸친 보의 플랜지에서의 집중력(N)

Fo2, Fi2 : 보에 걸친 기둥의 플랜지에서의 집중력(N)

S1, S2 : 전단력(N)

M1, M2 : 골조기준선 교점에서의 휨모멘트(N)

N1, N2 : 축력

νo1, νi1, νo2, νi2 : 우각부의 전단응력(MPa)

νa : 허용전단응력(MPa)

fta : 허용인장응력(MPa)

d1 : 보의 플랜지 중심 간 거리(mm), d2 : 기둥의 플랜지 중심 간 거리(mm)

t : 우각부 웨브의 두께(mm)

제3권 교량

384

<그림 4.21> 우각부 웨브의 전단응력

허용 전단응력과 허용 인장응력의 비를 교량의 다른 부분에 비하여 특히 낮게 취한 것은

여기서 가정한 우각부 전단응력 분포와 실측에 의한 것과의 차이를 고려한 것이다. 여

기서 전단응력은 우각부 웨브에 균등하게 분포한다고 가정하고 있으나 실측결과에 의

하면 우각 중앙부 또는 하부플랜지의 교차점에서 약간 큰 값이 나타나므로 이 분포는

포물선형에 근사하고 있다. 또 실험결과에서 하중과 하중점 간격의 변화를 보면 전단

응력 분포를 포물선으로 하는 이론이 초기항복의 조건을 보다 명확하게 표시하고 있

다. 통상 이용되는 단면에서는 포물선에서의 νmax와 등분포의 νav의 비는 νmax/νav

= 0.9 정도로 보아 최대 전단응력 설에 의한 항복조건 ν = 0.5fy에 이를 고려하여 균

등하게 분포한다고 가정하여 νa = 0.45fta로 했다.

(다) 라멘 우각부의 플랜지에는 전단지연 등의 응력집중이 생기고, 웨브도 관용 보이론을 이

용하는 한 플랜지 근방에는 실험값이 상당히 계산값을 상회하므로 안전측으로 이 조항

을 규정했다. 또 우각부의 경계에서 판두께가 급변하는 경우는 반드시 전단응력을 조사

해야 한다.

(4)에 대하여

(가) 기둥의 앵커부분의 설계방식으로는 말뚝방식과 철근콘크리트 방식이 있다. 양 방식 모두

장 · 단점이 있으나, 도로교 설계기준 3.14.3.2에는 철근콘크리트 방식을 적용하였다.

제8-3편 교량 하부 구조물

385

철근콘크리트 방식은 기둥에서의 힘을 베이스 플레이트 밑의 콘크리트 지압력에 의하여

기초에 전달되며 인장력에 대해서는 앵커부가 저항하는 것으로 도로교 설계기준

3.14.3.2 기둥기초부의 설계에 준한다.

<그림 4.22> 베이스 플레이트에 작용하는 응력

e  N

M

다만, e ≥ 



×bD  b  b D  d D

bD  b  b D  d 

(4.9)

앵커볼트의 인장응력 fbt(kgf/cm2)

fbt  A S

T

(나) 앵커볼트의 개수는 수평력에 대해서는 볼트로 저항하고 휨모멘트에 대해서는 압축 측

베이스 플레이트의 콘크리트 면에서의 지압과 인장측 앵커볼트 장력으로 저항하도록 설

계한다. 또 계산상 여유가 있어도 원칙적으로 앵커프레임을 설치하여 확실한 정착구조

로 한다. 앵커프레임은 상측에서의 지압에 대하여 저항하며, 하측에서의 인발에 대하여

저항하는 것으로 설계한다.

P

taw taw

baf

ha

P

<그림 4.23> 앵커 빔에 작용하는 외력

제3권 교량

386

교각에 사용하는 비교적 지름이 큰 앵커볼트의 사용재질은 SS400 또는 SS490을 원칙으

로 한다. 베이스 플레이트의 계산은 베이스 플레이트와 리브 플레이트 간의 유효 폭에

앵커볼트의 작용력(全强)을 등분포하중으로 고려하여 베이스 플레이트를 3변 고정 1변

자유지지판으로 판두께를 결정하여도 좋다(그림 4.24). 단, 현저히 판두께가 큰 경우에는

4변 고정으로 하여도 좋다.

철골기둥에는 베이스 플레이트 밑면을 기초 빔 윗면에 고정하는 형식(非매립형)과 철골을

기초 빔 내부까지 매립하는 형식(매립형)이 있다. 비매립형은 일반 철골 철근콘크리트 구

조의 받침대 경우와 같으며 베이스 플레이트는 앵커볼트의 인장력 · 콘크리트의 압축력에

의하여 응력을 검토하는 형식이며, 매립형은 베이스 플레이트와 앵커볼트의 휨 저항 외

에 철골의 지지압력을 검토하는 방식이다.

<그림 4.24>

(5)에 대하여

(가) 다이아프램의 용접작업은 구속용접이므로 용접순서 등을 주의하여서 시공할 필요가

있다.

(나) 우각부는 각 부재가 겹친 복잡한 구조가 보통이며, 용접에 의한 부재의 휨이나 잔류응력

이 일어나지 않도록 설계하는 것이 바람직하다.

(다) 맨홀 및 맨드홀의 설치위치에 대해서는 작업성에 따라 정하고, 응력에 영향이 적은 장소

및 유지관리 등에 대해서도 고려하도록 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

387

<그림 4.25>

4.4 확대기초의 설계

4.4.1 설계의 기본

(1) 확대기초는 켄틸레버보, 단순보, 고정보 등 보부재로서 설계해야 한다.

(2) 확대기초는 확대기초 자중 및 흙 등의 상재하중과 직접 기초에서는 지반반력, 말뚝기초에서는 말

뚝반력 및 부력 등에 의하여 설계상 가장 불리하게 되는 하중을 고려해서 설계해야 한다.

(3) 기초의 깊이는 기초 재료의 특성과 침식 가능성을 고려하여 결정한다. 기초가 흐르는 물 속에 위

치한 경우에는 예상 최대세굴깊이보다 최소한 600 mm 아래에 설치해야 한다.

(4) 흐르는 물에 노출되지 않는 기초는(또는 영향을 받지 않는 기초는) 동결선 아래 단단한 지반 위에

설치하거나 또는 대책공법(동결되기 쉬운 재료를 굴착해 내고 동결되지 않는 재료로 치환하는 등)

을 적용한 후에 설치해야 한다. 사석, 교대 뒤채움시에는 파이핑 방지를 위해 토목섬유

(Geosynthetics)를 사용하거나 입도를 조정한 사질토 필터를 사용해야 한다.

(1) 확대기초의 엄밀한 구조해석을 수행하지 않는 경우에는 확대기초를 캔틸레버보, 단순보, 연

속보, 고정보 등의 보 부재로서 해석해야 한다.

또한 해설에 의한 판정에서 강체로서 취급되지 않는 경우, 또 기둥이나 벽과 비교해서 확대

기초의 강성도가 작은 경우에는 확대기초를 탄성체로 가정하여 구조해석을 수행하여도 좋다.

(2) 확대기초를 설계하는 경우는 압굽과 뒷굽에 대한 각 하중상태를 고려하여 가장 불리하게 되

는 하중을 고려해서 설계해야 한다.

제3권 교량

388

압굽의 경우 확대기초 위의 되메운 흙이 장기간에 걸쳐 꼭 존재한다고는 할 수 없고, 또 되메

운 흙을 고려하더라도 연직하중 · 휨모멘트 등의 변화는 항상 작으므로 확대기초를 설계할

때는 흙 등의 상재하중은 무시하고, 확대기초 자중 및 지반반력· 말뚝반력 및 부력의 유무를 고려

해서 설계하는 것이 좋다. 다만, 교대가 후방으로 기울 위험이 있으므로 압굽의 상측에도 인장

철근을 배치하는 것이 좋다.

뒷굽의 경우는 상재토사의 영향이 크고 그 변동이 적다는 사실과 지반반력을 직선분포로 가

장하여 해석을 수행한다는 사실, 또 흙의 단위중량이나 지하수위 등 불확실성을 고려하여 흙

등과 같은 상재하중의 영향을 설계하중으로 고려하여 같은 방법으로 설계하는 것이 일반

적이다.

또, 하천 제방 등과 같이 확대기초 앞굽에서도 흙의 상재하중이 무시할 수 없을 정도로 큰 경우는

시공 시의 상황, 완성 후의 상태 등을 충분히 고려한 후에 안전측이 되는 하중상태를 예측해

서 설계하지 않으면 안 된다.

교각의 경우 시가지 구조물과 같이 타의 제약조건에서 확대기초 상재토사에 극도의 차가 있는 것,

하천 내 구조물과 같이 타의 제약조건에서 확대기초 상재토사에 극도의 차가 있는 것, 하천 내 구

조물과 같이 세굴되어 그 두께가 변화하는 것 등으로 확대기초의 주목 개소에 따라서는 상재

하중의 고려가 오히려 비안전측인 경우가 있다. 따라서 이와 같이 예상되는 상황을 상정하여

안전 측인 하중상태에 대하여 설계할 필요가 있다.

상재하중

가상배면

가상배면

(가) 평상 시의 확대기초의 설계 (나) 지진 시의 확대기초의 설계

<그림 4.26> 역 T형 교대 확대기초의 단면 계산 시 하중상태의 예

제8-3편 교량 하부 구조물

389

4.4.2 확대기초의 두께

(1) 확대기초는 부재로서 필요한 두께를 확보함과 동시에 강체로서 취급되는 두께를 가져야 함을 원칙

으로 한다. 또 확대기초 상면의 경사는 원칙적으로 1 : 2보다 완만하도록 하는 것이 좋다.

(2) 확대기초는 강체로서 취급되는 두께를 갖는 것을 원칙으로 한다.

강체로 취급되는 기초의 두께는 아래의 조건을 만족해야 한다(그림 4.27).

βλ ≤ 1.0

β = 

E

× h

․

m  (4.10)

κ = κν: 직접기초인 경우

κρ : 말뚝기초인 경우

① 독립확대기초 및 벽확대기초의 경우 ② 연속확대기초의 경우

λ= max(ι,b)   

 ′  

․′   

다만,  ≥ LF/2 이면  = LF/2 λ‘ = max(ι,b)

b ≥ BF/2 이면 b = BF/2 a = 1.3

(a) 독립확대기초 및 벽확대기초 (b) 연속확대기초

<그림 4.27> 확대 기초의 두께

4.4.3 확대기초의 휨모멘트

(1) 휨 모멘트의 계산

(가) 독립확대기초 및 벽확대기초의 휨모멘트는 켄틸레버보로서 산출해야 한다.

제3권 교량

390

(1), (2)에 대하여

여기서는 여러 가지 확대기초 지지조건에 따라 최대모멘트(또한 철근의 정착)가 계산되어야

할 위험단면을 정의하고 있다.

(5)에 대하여

직사각형 확대기초의 짧은 변 방향으로의 철근은 위 식에 의한 철근량이 확대기초의 짧은

변의 길이와 같은 구간 폭에 두도록 배치되어야 한다. 구간 폭의 중심은 기둥의 중심선과 일

치한다. 짧은변 방향에 필요한 나머지 철근은 구간 폭 외측부 두 부분에 각각 절반을 일정한

간격으로 배치해야 한다.

(나) 연속확대기초의 기둥사이의 확대기초부는 구조물의 연속성 및 구속조건을 고려하여 설계해야

한다.

(다) 연속 확대기초의 캔틸레버로서 작용하는 부분은 독립확대기초와 같이 설계해야 한다.

(라) 설계단면에 있어서 휨모멘트는 기둥 또는 벽 앞면의 확대기초 전 면적에 작용하는 하중에 의

하여 발생하는 휨모멘트로 한다.

(2) 휨에 대한 위험단면

(가) 직사각형단면의 기둥 또는 벽체를 지지하는 확대기초의 위험단면은 기둥 또는 벽체의 전면으

로 한다.

(나) 강철저판을 갖는 기둥을 지지하는 확대기초의 위험단면은 강철저판연단과 기둥전면의 중간으

로 한다.

(다) 원형이나 정다각형 기둥을 지지하는 확대기초는 기둥 단면적과 같은 면적의 정사각형 기둥단

면으로 취급하여 위험단면을 결정하여도 좋다.

(3) 확대기초의 주철근은 2방향으로 배근하고 배근방향은 말뚝배치를 고려해야 한다.

(4) 1방향 확대기초와 정사각형 확대기초의 휨철근은 전폭에 걸쳐 균등하게 배치해야 한다.

(5) 2방향으로 배근된 직사각형 기초판의 각 방향 철근배근은 다음 규정을 따라야 한다.

(가) 긴변 방향으로의 철근은 확대기초의 전체 폭에 걸쳐 균등하게 배치되어야 한다.

(나) 짧은 변 방향으로의 철근에 대해서는 다음 식에 규정된 철근의 분량이 확대기초의 짧은 변의

폭만큼의 구간 폭(이 구간 폭의 중심은 기둥 또는 받침대의 중심이 됨)에 걸쳐 균등하게 배치

되어야 한다. 나머지 철근량은 위의 구간 폭 외측부분에 균등하게 배치되어야 한다.

단변방향의전체철근량

유효폭에배근되는철근량    



(4.11)

여기서, 유효 폭은 기둥을 중심으로 하며 기초판의 단변 폭 길이로 취한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

391

4.4.4 확대기초의 전단력

(1), (2)에 대하여

확대기초의 전단강도는 ʻKDS 24 14 21 (4.1.2) (4.6.10)ʼ의 규정 중 불리한 조건에 대하여 설

계되어야 한다. 전단에 대한 위험단면은 지지된 부재(기둥, 받침대, 벽체)의 앞면에서부터 측

정되어야 한다. 단 강철저판에 지지된 부재는 예외이다.

ʻKDS 14 20 70 콘크리트 슬래브와 기초판 설계기준ʼ (2)의 규정은 확대기초를 본질적으로

위험단면이 확대기초의 전체 폭에 걸친 평면에 연장되는 폭이 넓은 보로 간주한다. 이 경우

는 보와 유사하므로 설계는 이에 따른다.

ʻ콘크리트구조설계기준 12.3.2 전단력에 대한 설계ʼ (1)의 규정은 위험단면이 절두원추형 또

는 각추형 표면으로 나타나는 2방향 작용을 가정한다. 이 경우에 대한 위험단면은 기둥, 교

각, 말뚝 또는 그 외 집중하중의 둘레로부터 d/2 거리에 위치시킨다.

전단력은 극한하중에서 기인한 지반내력 qs와 ʻ콘크리트구조설계기준 제7장 전단 및 비틀림ʼ

의 적절한 식들에 따른 설계절차에 따라 계산되어야 한다. 필요한 경우에는 각각의 말뚝주위

의 전단력을 ʻ콘크리트구조설계기준 12.3.2 전단력에 대한 설계ʼ (3)에 따라 검사하여도 좋다.

(1) 확대기초의 전단력의 계산은 ʻKDS 24 14 21 (4.1.2) (4.6.10)ʼ의 규정에 따라야 한다.

(2) 전단에 대한 위험단면

확대기초의 전단강도를 결정할 때는 다음 위험단면 중 가장 불리한 것으로 해야 한다.

(가) 1방향작용의 위험단면은 기둥 또는 벽체의 전면에서  거리에 위치하는 전체 폭을 가로지르

는 평면으로 한다.

(나) 2방향작용의 위험단면은 집중하중이나 반력을 받는 구역에서  거리에 위치하는 둘레에 수

직하는 평면으로 한다.

(3) 말뚝으로 지지된 확대기초의 어떤 단면의 전단력 계산도 다음의 규정에 따라 계산해야 한다.

(가) 말뚝의 중심이 dp/2 이상 그 단면 외측에 위치할 때는 이 말뚝에서 오는 반력은 모두 그 단

면에 전단력을 일으킨다고 보아야 한다.

(나) 말뚝의 중심이 dp/2 이상 그 단면 내측에 위치할 때는 이 말뚝에서 오는 반력은 모두 그 단

면에 전단력을 일으키지 않는다고 보아야 한다.

(다) 그 단면의 내외측 dp/2 거리 사이의 중간부분에 위치한 말뚝이 그 단면에 전단력을 일으키는

반력의 크기는 다음과 같이 계산되어야 한다.

그 단면의 dp/2 외측에서는 전체반력이 되고 dp/2 내측에서는 영(零)이 되는 직선 보간법에 따

른다.

제3권 교량

392

만일 그림 4.28과 같이 전단둘레가 겹쳐지는 경우에는 위험단면둘레 dp는 그림에서와 같이

취한다.

예상위험

말뚝

<그림 4.28> 위험 단면

(3)에 대하여

말뚝이 기둥의 앞면에서 d 또는 d/2 만큼 위험단면 내측으로 위치하는 경우에는 기둥전면까

지 임의의 면에 대해서 전단강도에 대한 상한을 검토해야 한다.

4.4.5 교대기초의 하중 및 반력

(1) 확대기초는 ʻKDS 14 20 70 콘크리트 슬래브와 기초판 설계기준ʼ의 설계규정과 이 장의 규정에

따라 극한하중 및 지반반력에 견디도록 설계되어야 한다.

(2) 확대기초의 저면적 또는 말뚝의 개수 및 배열은 확대기초에 의하여 전달되는 외력과 모멘트 및 토

질역학의 원리에 의거하여 정하여진 허용지내력 또는 말뚝의 허용내력을 사용하여 결정되어야

한다. 이때 외력과 모멘트는 하중계수를 곱하지 않은 사용하중에 준해야 한다.

(3) 말뚝기초 위에 놓인 확대기초에 대해서는 말뚝으로부터 오는 반력은 각 말뚝의 중심에 집중된다고

가정하여 모멘트와 전단력을 계산하여도 좋다.

확대기초는 이에 적응하는 극한하중(하중계수를 곱한 하중)과 이로 인한 지지반력에 견딜

수 있는 크기로 설계되어야 하며, 여기에는 확대기초의 저면 또는 말뚝기초에서 저항해야

할 축방향 하중, 모멘트 및 전단력을 포함한다.

기둥의 저면에서 일어나는 계산된 단모멘트만이 확대기초에 전달될 필요가 있다. 즉, ʻ콘크

리트구조설계기준 6.5.3(3)④에 규정된 장주영향에 대한 최소편심 규정은 확대기초에 전달

되는 휨과 모멘트에는 고려될 필요가 없다.

허용지내력 또는 말뚝의 허용내력이 토질역학의 원리에 따라 결정된 다음에는 확대기초의

제8-3편 교량 하부 구조물

393

전면적인 크기 또는 말뚝의 개수 및 배열은 사용하중(D, L, W, E 등)에 준하여 설정되어야

하며, 이때 하중의 조합은 어느 것이든 설계를 지배하는 조합에 따르고 하중계수를 적용하

지 않아야 한다.

편심하중 또는 모멘트를 고려할 경우에는 이 재하상태로부터 오는 최외단의 토압 또는 말뚝

의 반력은 허용치 내에 들어와야 한다. 또한 지진하중이나 풍하중에 의하여 발생하는 모멘

트나 전단력이 사용하중과 조합해서 일어나는 반력이 시방서에서 허용하는 증가된 허용치

를 초과해서는 안 된다.

확대기초 또는 말뚝기초를 강도에 대하여 설계하려면 극한재하(ʻ콘크리트구조설계기준 제

12장 12.2 설계일반 참조)에 기인하는 접촉토압이나 말뚝반력이 결정되어야 한다. 단일 중

심축하중을 받는 확대기초에서는 극한재하로 인한 지반반력 qs는 다음과 같이 된다.

qs = U/Af (4.12)

여기서, U : 확대기초가 저항해야 할 극한 중심축하중

Af : 확대기초의 저면적

<그림 4.29> 확대기초의 설계

Af는 앞에서 기술한 바와 같이 하중계수를 곱하지 않은 사용하중과 허용지내력을 사용하여

결정되어야 한다. 각별히 조심할 것은 qs는 극한재하에 대하여 계산된 반력에 지나지 않다

는 사실이다. 이는 다른 부재에 적용한 것과 같이 휨, 전단 및 철근의 정착에 대하여 소요강

도 조건을 확대기초 또는 말뚝기초에도 적용하기 위해서이다.

편심재하의 경우 하중계수는 하중계수를 곱하지 않은 하중에 의한 편심과 반력과는 다른

편심과 반력을 야기시킬 수 있다.

허용응력설계법에 따라 확대기초를 설계할 경우 흙의 지지토압이나 말뚝반력은 사용하중

(하중계수를 곱하지 않은)에 의하여 결정된다.

확대기초의 면적이나 말뚝의 개수 및 배열을 결정하기 위해 외부에서 작용하는 사용하중에

의한 지반반력과 말뚝반력을 허용지내력과 허용말뚝반력과 같게 놓을 수 있다. 바람이나 지

제3권 교량

394

진으로 인한 횡하중이 고려될 경우에는 소요강도에서 25%를 감소시켜 설계할 수 있다(ʻ콘

크리트구조설계기준 부록Ⅰ별도설계법ʼ 참조).

4.4.6 강말뚝 기초의 배근

강말뚝을 기초로 하는 확대기초에서는 말뚝이 확대기초에 관입하고 있어 배근하기가 곤란하므로 합리

적 배근이 되도록 고려해야 한다.

(가) 말뚝의 배치는 정방향 또는 장방향의 격점배치로 하고 배근을 방해하지 않도록 한다.

(나) 철근은 보통 단변방향으로 배치하고, 말뚝에 의해서 절단된 철근 As는 사방향의 보강

철근 As'를 넣는다. 사방향의 각도를 θ로 하면

As’ ＞ As × cosecθ (4.13)

(다) 말뚝의 주변에는 지압에 대한 보강철근을 넣는 것이 좋다.

(라) θ는 가급적 90ﾟ에 가까운 값이 경제적이지만, 무근부가 생기는 것은 좋지 않다.

(마) 일반적 방법A(6.5.4 참조)에 따라 말뚝머리를 처리할 경우 그림 4.30과 같이 배근하는

것이 좋다.

(바) 말뚝의 두부 상부에 철근 덮개를 유지하고 배근할 경우 교축방향과 교축직각방향을 검토

하여 배근하는 것으로 한다.

<그림 4.30> 강말뚝 기초의 배근

제8-3편 교량 하부 구조물

395

4.4.7 확대기초의 유효폭

(1) 휨모멘트에 대한 확대기초의 유효폭은 식 3.15에 따름을 원칙으로 하나, 확대기초의 두께가 강체

로 볼 수 있는 두께 이상일 경우는 전폭으로 한다.

(2) 전단력에 대한 확대기초의 유효 폭은 확대기초 전폭으로 하는 것을 원칙으로 한다. 다만, 말뚝 간

격이 현저히 큰 경우는 (1)항에 준하여서 유효 폭을 정하도록 한다.

(1) 확대기초의 구조해석은 보부재로 바꾸어 하기 때문에 유효 폭의 설정이 필요하다. 따라서

휨모멘트에 대한 확대기초의 설계에 사용되는 단면의 유효 폭은 교대 또는 교각의 기둥, 벽

등의 연단(緣端)에서 45ﾟ의 하중분포를 고려하여 조문과 같이 규정하였다.

B = tc + 2d ≤ B (4.14)

여기서, b : 유효 폭(m)

B : 확대기초 전폭(m)

tc : 교각 구체 폭(m)

d : 확대기초 유효높이(m)

(2) 전단력에 대한 확대기초의 유효 폭은 원칙적으로 확대기초 전 폭으로 하지만 말뚝 간격이

현저히 클 때는 모멘트에 대한 유효 폭을 참고하여 다음 그림과 같이 정하는 것이 좋다.

<그림 4.31> 확대기초 응력계산상의 유효 폭

<그림 4.32> 확대기초 윗면 주철근 응력계산상의 유효 폭

제3권 교량

396

<그림 4.33> 말뚝간격이 큰 경우의 유효 폭을 취하는 방법

4.5 평행날개벽의 설계

교대의 날개벽은 평행날개벽으로 하는 것을 원칙으로 하고, 교대와 확대기초에 고정되어진 2변 고정

판으로 한다.

(가) 교대의 날개벽은 교대와의 고정을 확실하게 하기 위해서 그림 4.34의 (a)와 같이 2변

고정으로 하지만, 구조상 부득이한 경우는 (b)와 같이 1변 고정도 좋다. 평행날개벽은

배면에서 오는 토압 및 재하하중에 의한 압력을 받는 캔틸레버판이다. 그러나 본 구조는

일반 캔틸레버판과는 다르고 연직방향으로 하중강도가 증가하는 특수한 구조계로 생각

하기로 한다.

(나) 평행날개벽에 작용하는 토압은 주동토압으로 가정하고 그림 4.34 (a)는 2변고정 형상으

로 앞벽과 확대기초에 고정된 캔틸레버판으로 생각하여 단면계산을 하기로 한다. 또 (b)

와 같이 완전 캔틸레버판이고 날개벽의 길이가 변화하는 형상에서는 토압계산은 다음

식 4.15에 따르기로 한다.

MX  



× KA × r ×





ho

 × X 

n

ho × X 



n



X  

 KA × q × 

ho × X 

n

X   (4.15)

SX  



× KA × r ×





ho

 × X  n

ho × X 

 

n



X 

 KA × q × ho

 × X  n

X  

 

MA  hA

MX  

SA  h A

SX  

n  hA  ho



제8-3편 교량 하부 구조물

397

여기서, Mx : 날개벽 선단에서 X 위치에서의 휨모멘트(kN·m)

Sx : 날개벽 선단에서 X 위치에서의 전단력(kN)

MA : 날개벽 부근에서의 단위 폭 당 휨모멘트(kN·m/m)

SA : 날개벽 부근에서의 단위 폭 당 전단력(kN/m)

KA : 주동토압계수

ho : 날개벽 부근에서의 유효높이(m)

q : 재하하중

(a) (b)

<그림 4.34> 평행날개벽의 단면계산

<그림 4.35> 평행날개벽의 형상치수

(다) 앞벽과 날개벽에 의하여 U자 형상으로 되는 교대에 있어서는 내부를 채운 흙이 활하중

에 의하여 끊임없이 전압되는 등으로 날개벽 접속부에 균열이 발생할 가능성이 대단히

많다. 따라서 날개벽에는 정지토압 혹은 그 이상의 것이 작용할 가능성도 있어서 설계토

압은 적어도 정지토압을 적용할 필요가 있다.

(라) 날개벽의 주철근은 전압기계에 의한 변형을 받기 쉬우므로 여유있는 배근을 하지 않으면

안 된다. 또 평행날개벽에 작용하는 토압에 따라 흉벽의 벽두께나 수평철근량이 날개벽

제3권 교량

398

보다 작은 경우는 교대의 흉벽에 작용하는 휨모멘트, 전단력에 대해서도 그림 4.36과

같이 배력철근을 보강해야 한다.

<그림 4.36> 평행날개벽의 배근

(마) 평행날개벽의 최대길이

평행날개벽의 최대길이는 통상 8 m 정도로 한다. 이 이상 길어지는 경우는 박스형상으로

해서 보강하든가 일부를 석축으로 하는 것이 좋다.

평형 날개벽의 길이가 8 m 이상이 되면 2변 고정판으로서 해석한 경우와 관용적인 방법

의 결과에 차가 생기고 관용적인 방법이 비경제적인 설계가 되기 쉬우므로 8 m 이상인

경우는 2변 고정판으로 설계하는 것이 바람직하다.

L ≤ 8m L ≤ 8m

날개벽의 부벽

A-A 단면

A A

<그림 4.37> 평행 날개벽의 최대길이

(바) 평행날개벽의 토피

토피는 토중 깊이 1.5 m, 단부에서 360 mm 이상 확보하는 것이 바람직하고, 경사는

1:1이 좋으며 세굴 방지를 위해 돌망태 등을 설치하는 것이 좋다.

제8-3편 교량 하부 구조물

399

돌망태

360 mm

<그림 4.38> 평행날개벽의 토피

4.6 흉벽의 설계

흉벽의 설계는 토압 외에 윤하중의 영향을 고려해야 한다.

(가) 흉벽은 지진 시 보의 충돌 및 신축이음의 연결을 고려해서 최소두께는 500 mm로 하고,

D16 mm 이상의 철근을 150 ~ 250 mm 피치로 배근하는 것이 바람직하다. 또 흉벽에

낙교방지장치를 정착할 경우 그 하중에 의한 휨모멘트 및 전단력에 대해서도 검토해야

한다.

(나) 흉벽의 설치 시에는 특히 높이가 높은 경우를 제외하고 대부분 하중에 의하여 단면이

정하여진다.

흉벽에 작용하는 활하중의 영향은 ʻ도로교설계기준 하부구조 편 5.4.3.5 흉벽의 설계ʼ에

그 계산방법이 예시되어 있다. 깊이방향으로 저감을 고려한 하중강도는 다음 식 4.16으

로 구할 수 있다.

<그림 4.39> 흉벽의 설계

제3권 교량

400

PX  KA × a  x b  x 

T

(4.16)

여기서, PX : 지표에서 깊이 x(m)에서의 토압강도(kN/m2)

KA : 주동토압계수

T : KL-510 하중의 1 후륜하중(kN)(T = 192kN)

a : 접지 길이(m)

b : 접지 폭(m)

이 값은 후륜 일차륜에 대한 하중강도이므로 흉벽의 설계에는 이 값이 차량 점유 폭의

1/2(3.0m × 1/2 = 1.5 m)에 분포하는 것으로 취급한다.

흉벽 단위 폭 당의 하중강도, 휨모멘트, 전단력의 일반식은 식 4.17로 나타낼 수 있다.

보

교대

<그림 4.40(1)> 윤하중에 의한 하중강도

(1) 윤하중강도

PX   

KA × T

× a  x 



Mp  

KA × T

×





 h  h  a  × log

   

 

Sp  

KA × T

× loga

a  h  (4.17)

윗 식으로 구하여지는 윤하중강도는 지표로부터 1 m 이상 깊게 되면 대수함수인 관계로 현

저히 감소되어 보통 1 m 범위의 하중을 외력으로 생각하여 두면 충분할 것이다. 그 경우의 윤하

중 강도의 합력의 작용점은 지표에서 0.36 m의 위치로 되어, Mp 및 Sp는 식 4.18에 따라

계산해도 좋다.

제8-3편 교량 하부 구조물

401

Mp  KA × h   kN ․mm  (4.18)

Sp  KA kNm 

(2) 토 압

Ph  



KA × r × h․cos (4.19)

Me  



Pn × h

여기서, Px : 깊이 x에서 윤하중 강도(kN/m2)

Mp : 윤하중에 의한 휨모멘트(kN·m/m)

Sp : 윤하중에 의한 전단력(kN/m)

Ph : 토압(kN/m2)

Me : 토압에 의한 휨모멘트(kN/m)

T : KL-510하중의 1 후륜하중(kN) (T=192 kN)

γ : 흙의 단위 체적 중량(kN/m3)

δ : 벽 배면과 흙 사이의 벽면 마찰각(δ=∅/3)

h : 흉벽의 높이(m)

<그림 4.40(2)> 윤하중에 의한 하중상태

제3권 교량

402

4.7 구조세목

4.7.1 교대 교각의 상단부

(1) 교대, 교각의 상단부가 교축 직각방향에 수평인 경우 물이 고이지 않도록 교축방향으로 경사를 둔다.

(2) 교대 · 교각의 상단부의 교축 직각방향 경사가 급할 경우, 교량받침 모르타르 두께가 80 mm 이

상인 경우는 교량받침을 철근으로 보강하고 특히 급한 경우는 상단부에 단을 쌓는다.

(1) 교량받침, 교각의 상단부의 종단방향 경사는 1 ~ 2%로 한다.

<그림 4.41> 교대, 교각 상단부의 경사

(2) 일반 교대, 교각의 상단부는 차도의 횡단경사가 일정한 경우 차도의 횡단경사에 맞추기로

한다. 이경우 교량받침 모르타르로 수평하게 놓여진 받침과 상단부와의 경사를 조정하지만

받침 리브의 높이를 고려하여 80 mm 이상 상단에 놓게 될 때에는 철근으로 보강한다.

4.7.2 받침부의 설계

하부구조 받침부 연단과 교축방향의 받침 연단 사이의 거리는 8-4편 1.7.8 설계변위에 제시된 최소

받침 지지길이 이상이어야 한다.

(가) 받침연단거리 S는 200 mm 이상으로 하고, 받침앞면 여유 폭을 둘 수 없는 경우에는

턱을 설치하여도 된다. 경사교의 경우에 최소 여유 폭은 위의 조건을 만족해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

403

앵커바

(a) 강제(鋼製)받침 (b) 고무받침

<그림 4.42> 받침의 연단거리

(나) 중앙분리대 상에 교각을 갖는 육교에서 교각을 크게 하지 않는 연속보의 중간지점에서

는 교각끝단을 철근으로 충분히 보강하면 받침연단거리를 축소하여도 좋다. 상부구조

의 거더높이가 차이가 나는 엇갈린 교각에서 보의 끝단에 단을 설치하는 경우에도 가능

한 한 받침연단거리를 확보하는 것이 바람직하지만 사교처럼 보의 여유길이가 너무 길

어질 때는 받침연단 거리를 0.20 m 까지 축소하여도 좋다. 단, 교각 끝단이 전단파괴

를 일으키지 않도록 철근으로 충분히 보강해야 한다

200 mm 이상

<그림 4.43> 교각 끝단의 보강철근

(다) 받침부의 보강철근 및 구체의 주철근은 받침을 놓을 때 절단하는 일이 없도록 설계도에

상세를 명시해야 한다.

4.7.3 교대 배면의 뒤채움재

교대 배면의 뒤채움은 양질이고 충분히 다져지는 재료를 사용한다.

교대 배면의 뒤채움 토사의 침하는 교통에 상당한 지장을 미치므로 재료 및 접속판의 설치

는 ʻ3.8 접속판ʼ과 같이 고려해야 한다.

또 교대는 땅깎기 면에 설치하는 경우도 많고 지반에서 지하수가 분출되기도 하므로 배수에

유의해야 한다.

제3권 교량

404

4.7.4 최소철근량

(1) (가) 해석에 따라 인장철근 보강이 요구되는 휨부재 철근의 단면적   는 아래 식 4.21.)과 식

4.21.2에 따라 계산된 값 중에서 큰 값 이상으로 해야 한다.

As min   

   (4.21.1)

As  min   



 (4.21.2)

단, 보에서 설계계산 등으로 계산된 필요철근 단면적의 4/3 이상의 철근이 배치된 경우에는

이 규정을 따르지 않아도 된다.

(나) 철근콘크리트 부재에 배치하는 축방향 인장주철근 또는 축방향 철근의 단면적은 식 4.22에서

계산된 값 이상으로 해야 한다.

(a) 벽체 0.002 bw × d ≤ As ≤ 0.04 bw × d (4.22)

(b) 기둥 AS ≥ Afy

fck , AS ≤ A (4.23)

(c) 전단력이 작용하는 방향의 두께가 얇고, 경사진 인장철근을 배치할 수 없는 부재

As = 0.01 bw × d (4.24)

여기서, As : 축방향 철근의 단면적(mm2)

bw : 보의 복부폭(mm)

d : 보의 유효높이(mm)

A : 기둥의 단면적(mm2)

A' : 기둥의 필요 단면적(mm2)

(2) 기둥의 축방향 배근

기둥의 축방향철근은 보 내부 및 확대기초 내부에 충분하게 정착시킨다. 코핑부에 매입되는 기둥

주철근 매입길이는 코핑부 연결부에서 소성힌지의 발생 유무에 따라서 다음과 같이 적용한다.

(가) 소성힌지가 없는 경우 : 기둥 주철근 매입길이   Max  D  mm 

(나) 소성힌지가 있는 경우 : 기둥 주철근 매입길이   Max  D mm 

여기서,  : 기둥 주철근의 매입길이(mm)

 : 철근 설계정착길이(mm) (KDS 14 20 52의 식 4.1-2에 따른다)

D : 교각 기둥 직경(mm)

(3) 받침부는 ʻ4.7.2 받침부의 설계ʼ에서 규정한 앵커볼트 주변의 보강 및 하부끝단을 보강하기로

한다.

(4) 구조용 슬래브와 기초판에서의 철근의 최대간격은 슬래브 두께의 3배와 400 mm 중에서 작은 값

을 초과하지 않도록 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

405

(1) KDS 24 14 21에 따른다.

<그림 4.44-1> 기둥의 배근 및 단면변화구간 배근상세

(2) 코핑부에 매입되는 기둥 주철근의 정착길이에 대한 상세는 다음 그림과 같다.

단주식(T형) 교각 다주식(Π형) 교각

기본 정착길이( )만큼만 매입

 = 

① 소성힌지 無  = Max(1.0 , 0.5D , 380 mm)

② 소성힌지 有  = Max(1.25 , 0.5D, 380 mm)

<그림 4.44-2> 기둥 주철근 정착 상세

제3권 교량

406

4.7.5 철근의 배근

철근의 배근은 조립순서를 고려해서 배근해야 한다.

예를 들면 기둥, 벽 등 하측에서부터 주철근이 고정되어 가는 구조에서는 배력철근을 외측

에 배치한다. 평행날개벽처럼 주철근이 수평철근이고 그 방향에서 철근이 고정되는 경우는

수직철근을 외측에 배치한다. 같은 평행날개벽에서도 2 방향판의 경우는 확대기초에서 세

워 올린 철근을 내측으로 해도 좋다. 또 압축철근은 좌굴방지를 위해서 배력철근을 외측에

배치하는 것이 좋다.

배력철근은 통상 기둥에서의 집중하중을 분산시키는 의미에서 주철근이 25% 정도로 하고,

D13 mm · 간격 300 mm 이하로 하는 것이 좋다.

4.7.6 철근의 휨 형상

(1) 철근의 갈고리는 이형봉강인 경우 직각 갈고리로 한다. 휨 가공하는 부분은 단부에서 12db 이상

으로 한다.

(2) 휨 반지름은 표 3.1 이상으로 한다.

<표 3.1> 휨 반지름

철근의 지름 최소 내면 반지름

D10 ~ D25

D29 ~ D35

D38 이상

3db

4db

5db

D16 이하의 스터럽과 띠철근 2db

<그림 4.45> 철근의 휨 형상

철근의 휨 형상에 대해서는 ʻKDS 14 20 21 콘크리트료 설계기준 철근상세ʼ에 따른다.

4.7.7 철근의 덮개 및 순간격

(1) 철근의 덮개는 보통 40 mm 이상 수중인 경우는 80 mm 이상으로 해야 한다.

(2) 철근의 순간격은 40 mm 이상 또 굵은골재 최대크기의 1.5배, 철근 공칭지름의 1.5배 중 가장

큰 값 이상이어야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

407

철근의 덮개 및 순간격에 대해서는 ʻKDS 14 20 21(콘크리트교 설계기준)의 내구성 및 피복

두께ʼ에 따르고 급류하천 등으로 손상을 받는 경우 또는 염해 등을 받는 경우는 두께를 늘이

는 등 대책을 강구해야 한다. 또 일반적으로 덮개 및 순간격을 규정하는 것은 번잡하므로

통상 덮개는 주철근 중심에서 연단까지 100 mm, 간격은 철근 중심간격을 100 mm 이상으

로 하여도 좋다. 또 철근중심간격에 대해서는 2단 배근 이상이 되는 경우 콘크리트 타설을

고려하여 125 mm 이상으로 하는 것이 좋다.

i=덮개

C=순간격

<그림 4.46> 철근의 덮개 및 순간격

4.7.8 철근의 이음

(1) 철근을 잇는 경우는 철근의 종류 · 직경 · 응력상태 · 이음위치 등을 고려해서 적절한 이음을 선택

해야 한다. 또 철근의 이음위치 및 이음방법은 설계도에 나타내기로 한다.

(2) 철근의 이음위치는 한 단면에 집중시켜서는 안 된다. 이음을 만들지 않는 것이 바람직하며 단면변

화를 하는 경우 철근응력이 허용응력의 80% 이하의 위치를 원칙으로 한다.

(3) 철근에 겹이음을 설치하는 경우는 철근직경의 30배 이상 중복시키기로 한다.

(4) 철근의 직경이 큰(D35 이상) 경우의 이음은 용접 또는 기계적 이음을 원칙으로 한다.

(1) 철근의 이음은 구조의 약점이 되므로 가능한 한 만들지 않는 것이 바람직하고, 콘크리트 타

설 및 부재반입 등을 고려하여 철근길이를 정해야 한다.

(2) 철근에 겹이음을 만드는 경우는 KDS 14 20 52(콘크리트구조 정착 및 이음 설계기준)에

따른다.

(3) 철근의 용접은 주로 D35 이상에 사용된다. 직경이 큰 철근의 이음부에서 응력집중, 콘크리

트 타설의 시공성 및 경제성을 고려해서 D35 이상에 용접을 사용한다. 콘크리트 타설 이음

제3권 교량

408

과 철근의 이음위치는 1 m 이상 엇갈리게 하며, 용접부에서는 허용응력이 감소되므로 응력

이 큰 곳을 피해서 용접한다.

(4) 용접이음과 기계적 연결은 철근의 기준항복강도 fy의 125% 이상을 발휘할 수 있는 완접용접

으로 하고, 이 요구조건 만족하지 않는 경우 KDS 14 20 52(콘크리트구조 정착 및 이음 설계

기준)을 만족해야 한다.

4.8 접속판

4.8.1 접속판 설치 일반

(1) 교대와 뒤채움부 간의 부등침하 효과를 감소시켜 교량과 교량접속 포장사이의 단차를 방지하고,

이에 따른 포장체의 파손 및 주행성 저하 방지에 그 목적이 있다.

(2) 교량 접속부 포장은 토공부가 아스팔트 콘크리트 포장일 때는 교면포장과 동일한 두께로 하고, 시

멘트 콘크리트 포장일 경우는 슬래브 면을 노출로 할 수 있다.

(3) 접속판의 설치 폭은 차로 및 내외 양 측대를 포함한 폭을 원칙으로 하며, 접속판의 길이는 6 ~ 10

m로 한다.

(4) 연약지반 상에 만들어진 교대 중 지반의 잔류침하가 커서 접속판의 설치효과가 충분히 나타나지

않는 곳에서는 접속판을 설치하지 않는다.

(5) 접속판(approach slab) 1판과 완충판(connection slab) 2판 설치를 원칙으로 한다. 단, 교대

높이가 10 m 이하인 경우 완충판의 설치 매수를 1판으로 줄여도 좋으며, 사각에 따라 조정할 수

있다.

<그림 4.47>

제8-3편 교량 하부 구조물

409

(1) 노면에 종 · 횡단 경사가 있는 경우에는 경사에 일치시키는 것을 원칙으로 한다.

(2) 완충판의 길이는 단변 길이 6 m 이상 · 장변 길이 10 m 이하로 설치하며, 6차로 이상의 교

량에서 θ값이 적은 경우에는 설치판수 및 단변 길이를 조정할 수 있다.

4.8.2 설계 일반

(1) 설계지간 및 지지조건

접속판 길이(교축방향)의 70%를 지간으로 한 단순보로 계산하여도 좋다.

(2) 하중

(가) 고정하중(단위체적중량)

접속판 위의 포장 : 23 kN/m3 (접속판의 설치 깊이 1 m 정도까지는 모두 포장으로서 취

급한다.)

철근콘크리트판 : 25 kN/m3

(나) 활하중

활하중은 KL-510 하중을 재하하기로 한다. 충격계수는 i는 0.3으로 한다.

<그림 4.48> 활하중 재하방법

P  ×   D 

 ×  ×   i 

kN㎡ (4.25)

(3) 접속판은 ʻKDS 24 12 11 교량설계하중조합(한계상태설계법)ʼ의 하중계수를 적용하여 설계하기로

한다.

(4) 철근배치

(가) 철근의 덮개는 인장측에서 55 mm, 압축측에서 35 mm 이상을 원칙으로 한다.

(나) 인장철근, 인장측 배력철근의 간격은 150 mm, 압축측 철근의 간격은 300 mm 정도로

한다.

제3권 교량

410

(다) 인장철근측의 배력철근은 인장주철근의 1/4 이상으로 한다.

(라) 압축측 주철근은 인장주철근의 1/3 이상으로 하고 배력철근은 인장측 배력철근의 1/2 정도

로 한다.

(마) 스터럽은 300 mm 간격으로 하고 철근은 D13을 사용한다.

(5) 사각을 갖는 접속판

(가) 휨모멘트의 계산

주철근의 산정에 사용하는 휨모멘트는 이 절 (1)항에 의해서 구하여도 좋다. 단 이 경우 지간

ℓ은 그림 4.49(a)와 같이 교축방향의 길이를 ℓ로 한다. 이 경우 교축방향의 단위 폭을 취

한다.

(나) 주철근의 배치

주철근은 교축방향과 일치시킨다.

(다) 배력철근

사각 = θ ≥ 60ﾟ인 경우

<그림 4.49(a)> 접속판의 지간

인장철근측의 배력철근은 인장주철근의 2/3 정도로 한다. 압축측 주철근은 인장측주철근의

1/3 이상으로 하고, 배력철근은 인장측 배력철근의 1/2 정도로 한다.

사각 = θ ＜ 60ﾟ인 경우

배력철근 방향의 단면력은 사각에 따라 커지는 경향이 있으며, 사각 60ﾟ일 경우 주철근 방향

의 80% 정도까지 된다. 따라서 θ ＜ 60ﾟ일 때는 배력철근에 대하여 별도 고려하도록 한다.

(라) 가외 철근

사각이 θ=45ﾟ이하인 경우에는 받침대 위의 경사판 둔각부의 상측에 주철근과 같은 양의 가

외철근을 배치한다. 가외철근을 넣는 범위는 교축 및 교대 흉벽 방향에 각 경사지간의 ℓ/5

로 한다(그림 4.49(b)를 참조).

제8-3편 교량 하부 구조물

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(5)에 대하여

경사판의 해석은 방법에 따라 결과가 크게 다르고 단면력을 정확하게 구하는 것은 매우 어렵

지만 그림 4.49(a)와 같이 지간을 취함에 따라 주철근 방향의 단면력을 거의 발휘할 수 있다.

그러나 배력철근 방향에 대해서는 직판에 비해서 단면력이 커지는 경향이 있다. 특히 반력이

둔각 측에 집중하는 것을 고려하면 이 경향이 더욱 커지고 사각 60ﾟ의 경사판을 유한요소법

으로 해석한 결과 배력철근 방향의 단면력이 주철근 방향의 80% 정도로 되고 있다. 이 조항

은 이러한 결과를 고려하여 정한 것이다.

<그림 4.49(b)> 가외철근의 배근 범위

(6) 받침 및 다웰 설치

(가) 받침

고무받침은 150 × 150 × 15 mm 규격을 사용하고 받침간격은 400 mm를 원칙으로 한다.

(나) 접속판과 날개벽 사이에는 20 mm 두께의 스티로폼, 접속판과 교대 사이에는 5 mm 두께의

스티로폼을 삽입한다. 단, 차도부에 길어깨가 있는 경우에는 접속판과 날개벽 사이에는 설치

하지 않는다.

(다) 다웰 설치

(a) 다웰의 규격은 D22 이상, 길이 400 ~ 600 mm를 사용한다.

(b) 다웰의 설치간격은 400 mm를 표준으로 한다.

(c) 다웰의 주변에는 보강철근(spiral D16)을 설치한다.

(7) 기 타

접속판과 흉벽 간, 접속판과 받침대 간 및 접속판과 날개벽 간에는 각각 줄눈채움재를 삽입한다.

단 차도부에는 갓길이 있는 경우 접속판과 날개벽 간에는 줄눈채움재를 삽입하지 않아도 좋다.