유지관리를 고려한 교량의 설계 및 시공지침

2001

건설교통부

유지관리를 고려한 교량의

설계 및 시공지침

1. 중공슬래브의 해석, 설계, 시공 및 보수·보강

2. 손실 긴장력 보완을 고려한 PSC 빔의 설계 및 시공

3. 받침 교체를 고려한 교량의 설계 및 시공

4. 교각-수면 경계부의 내구성 향상

2001. 7.

건 설 교 통 부

이 책자는 건설공사의 국가기준인『도로교 표준 시방서』,『도로교 설계기준』,『콘크리트 표준시방서』등의 기준 및 규정에 따라 교량을 건설함에 있어, 동 기준에 설계 및 시공기준이 마련되어 있지 않은『중공슬래브교의 해석□설계□시공 및 보수□보강』,『손실 긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계 및 시공』,『받침 교체를 고려한 교량의 설계 및 시공』,『교각-수면 경계부의 내구성 향상』에 대한 설계 및 시공 지침을 정한 것으로 교량 설계자 및 시공자는 교량의 특성 및 제반여건 등을 고려하여 본 지침에 규정된 사항을 적절하게 응용할 수 있읍니다.

머  리  말

최근, 우리나라는 그 동안의 눈부신 경제성장을 바탕으로 21세기 새로운 도약을 준비중에 있으며, 건설산업은 이러한 국가 경제발전에 선도적 역할을 수행하여 왔읍니다.

특히, 교량은 공공의 안녕과 국가 경제에 중요한 역할을 담당하고 있으며, 그 동안 안전한 교량 설계 및 시공에 관한 기준서로서 도로교 표준시방서, 도로교 설계기준 및 콘크리트 표준시방서 등을 제정□운용하고 있습니다.

그러나, 현재 운영중인 기준서 등에는 『중공슬래브의 해석□설계□시공 및 보수□보강』,『손실 긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계 및 시공』,『받침 교체를 고려한 교량의 설계 및 시공』,『교각-수면 경계부 내구성 향상』등에 관한 구체적인 규정이 없어 설계 및 시공에 어려움이 있고, 교량의 수명단축, 안전성 저하 및 비효율적인 유지관리의 원인이 되고 있어 개선이 시급한 실정입니다.

특히, 중공슬래브교는 우수한 미관을 지니고 10∼25m 경간 길이의 교량에서 경쟁력이 있음에도 불구하고 과대한 균열문제로 1990년대 후반부터 시공실적이 거의 없는 실정입니다.

따라서 이러한 문제점들을 해소하고 교량의 효율적인 설계, 시공 및 유지관리가 가능하도록 관계 전문가 등의 연구를 통하여 설계 및 시공 지침을 제정하게 되었습니다.  일선 실무자들은 이를 적극 활용하여 경제적이고 효율적인 교량의 건설과 유지관리에 이바지 할 수 있기를 바랍니다.

아울러 본 지침을 운용하는 과정에서 개선의 여지가 있는 부분과, 새로운 기술개발에 따라 지침의 개정이 필요한 부분에 대해서는 계속적으로 검토□보완해 나가도록 하겠습니다.  본 지침서를 활용하는 여러분의 많은 조언이 있으시길 바라며, 본 지침서 작성에 참여하신 관계 전문가의 노고에 감사드립니다.

2001년 7월

건설교통부 도로국장

참 여 진

◑ 연구기관 / 한국건설기술연구원

연구책임자 / 수석연구원 김 병 석(중공슬래브, bskim@kict.re.kr)

연구수행자 / 선임연구원 정 연 주(교각-수면 경계부, yjjeong@kict.re.kr)

선임연구원 신 호 상

연  구  원 박 성 용(재긴장, 받침교체, sypark@kict.re.kr)

연  구  원 조 태 준

연  구  원 이 정 우

연  구  원 구 현 본

연  구  원 정 광 회

◑ 위탁기관 / 서울대학교 공학연구소

장 승 필 (서울대학교 지구환경시스템공학부 교수)

박 홍 용 (명지대학교 SOC공학부 토목환경공학과 교수)

이 재 훈 (영남대학교 토목공학과 조교수)

김 익 현 (서울대학교 지구환경시스템공학부 BK21 전임강사)

조 창 빈 (서울대학교 지구환경시스템공학부 초빙교수)

권 장 섭 (서울대학교 지구환경시스템공학부 박사과정)

◑ 자문위원(가나다  순)

김 수 만 (수원대학교 토목환경공학과 교수)

김 우 종 (DM 엔지니어링 사장)

박 찬 민 (한국도로공사 책임연구원)

배 두 병 (국민대학교 토목공학과 교수)

오 병 환 (서울대학교 토목공학과 교수)

오 창 렬 (VSL KOREA 부장)

주 환 중 (교량과 고속철도 사장)

차    례

제 1 장 중공슬래브의 해석,설계,시공 및 보수□보강	1

1.1 총칙	1

1.1.1 적용범위	1

1.1.2 관련설계기준	1

1.2 단면결정	2

1.2.1 슬래브 단면결정	2

1.2.2 중공관의 배치	3

1.2.3 격벽	6

1.3 설계단면력의 산정	7

1.3.1 구조해석 일반	7

1.3.2 구조해석 방법	8

1.3.3. 휨모멘트 및 슬래브지간	14

1.3.4 전단력 및 지점부 격벽	15

1.4 중공슬래브의 단면설계	16

1.4.1 대체단면 (T형단면)	16

1.4.2 휨검토 및 주철근량	18

1.4.3 전단 검토 및 전단철근량	18

1.4.4. 사용성 검토	19

1.4.5 균열의 검토	20

1.4.6 처짐의 검토	21

1.4.7 캔틸레버 바닥판 설계	22

1.5 구조세목	22

1.5.1 주철근 및 배력철근	22

1.5.2 건조수축철근	25

1.5.3 전단철근의 배근	25

1.5.4 받침보강철근	26

1.6 시공	29

1.6.1 일반사항	29

1.6.2 콘크리트의 강도	29

1.6.3 콘크리트 중의 염화물 함유량의 한도	30

1.6.4 콘크리트의 배합	31

1.6.5 콘크리트의 배합강도	32

1.6.6 물□시멘트비	33

1.6.7 단위수량	33

1.6.8 단위 시멘트량	34

1.6.9 콘크리트의 슬럼프	34

1.6.10 콘크리트 타설	35

1.6.11 콘크리트의 다짐	36

1.6.12 콘크리트의 양생	38

1.6.13 중공관의 재질 및 강도	39

1.6.14 중공관의 부상방지	40

1.6.15 중공관의 결속	41

1.7 탄소섬유쉬트 보강공법	43

1.7.1 일반사항	43

1.7.2 공법 개요	43

1.7.3 보수·보강의 목적	44

1.7.4 사용재료	44

1.7.5 탄소섬유쉬트 보강공법 설계	45

1.7.6 탄소섬유쉬트 보강공법 시공	57

1.7.7 탄소섬유쉬트 보강공법 시공시 주의사항	63

1.8 강판접착공법	65

1.8.1 일반사항	65

1.8.2 공법 개요	65

1.8.3 보수·보강의 목적	67

1.8.4 사용재료	67

1.8.5 강판접착공법 설계	67

1.8.6 강판접착공법의 시공절차	77

<부록> 중공관의 부력방지 대책에 관한 설계 예	81

제 2 장 손실 긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계 및 시공	83

2.1 일반사항	83

2.2 설계편	85

2.2.1 일반사항	85

2.2.2 긴장력의 손실량 및 보강량 결정	86

2.2.3 PS강재의 배치	87

2.2.4 정착방식의 결정	89

2.2.5 정착부의 설계	90

2.2.6 변각부 새들의 설계	92

2.2.7 변각부 설계	95

2.2.8 기타 고려사항	96

2.3 시공편	98

2.3.1 일반사항	98

2.3.2 긴장력 손실량의 추적	99

제 3 장 교량받침의 교체를 고려한 설계 및 시공	101

3.1 일반사항	101

3.2 설계편	102

3.2.1 인상하중 및 설계안전율	106

3.2.2 상부구조물	108

3.2.3 하부구조물	115

3.2.4 교량받침	117

3.3 시공편	120

3.3.1 일반사항	120

3.3.2 상부구조물	120

3.3.3 하부구조물	122

3.3.4 교량받침	123

3.3.5 차량통행시 교체작업	125

제 4 장 교각-수면 경계부 내구성 향상	127

4.1 일 반	127

4.2 사용환경적 손상 방지를 위한 설계□시공시 고려사항	128

4.2.1 일반사항	128

4.2.2 화학적 손상 일반사항	128

4.2.3 화학적 손상 방지대책	129

4.2.4 물리적 손상 일반사항	130

4.2.5 물리적 손상 방지대책	131

4.3 재료품질적 손상 방지를 위한 설계□시공시 고려사항	135

4.3.1 일반사항	135

4.3.2 손상에 대한 재료품질적 요인의 영향 일반사항	135

4.3.3 재료품질적 요인에 따른 손상방지	137

4.3.4 시공시 주의사항	141

제 1 장 중공슬래브의 해석, 설계, 시공

및 보수□보강편

제 1 장 중공슬래브의 해석,설계,시공 및 보수□보강

1.1 총칙

1.1.1 적용범위

이 지침은 마주보는 2변이 자유단이고, 다른 2변이 지지된 RC 중공슬래브교의 설계에 적용된다.

[해설]

슬래브교는 지지조건에 따라 단순슬래브교, 연속슬래브교, 강절로 지지된 라멘슬래브교 등으로 구분되고 단면내에 중공의 설치 여부에 따라 속이 찬 일반 슬래브교와 중공 슬래브교로 구분할 수 있다. 이 지침은 지간에 대한 슬래브의 폭이 비교적 넓고 마주보는 2변이 자유단이며, 다른 2변이 여러 가지 경계조건에 의하여 지지된 중공 RC슬래브교의 설계에 적용된다. 만약, 슬래브 단면에 프리스트레스가 도입되는 경우는 관련된 설계기준을 적용하도록 한다.

슬래브교의 적용지간과 관련하여 도로교 설계기준에서는 명시적으로 규정되어 있지 않다. RC 중공 슬래브교는 RC 슬래브교와 RC T빔교의 중간에 위치하는 형식이다. 사용재료의 강도에 따라 다르지만 일반적으로 단순지지 형식의 경우, RC 슬래브교가 3∼10m, RC T빔교가 10∼25m 정도인 점을 감안하면 중공 슬래브교의 적용지간은 대략 10∼15m 정도이다. 연속교의 경우에는 13∼20m 정도로 확대할 수 있다.

1.1.2 관련설계기준

RC중공슬래브교의 설계에 있어 본 지침에 규정되어 있지 않은 규정에 대해서는 도로교설계기준 및 콘크리트 구조설계기준의 관련규정을 적용하도록 한다.

[해설]

본 지침은 RC 중공슬래브교를 설계하는데 있어 만족하여야 할 최소규정만을 설정하고 있다. 따라서, 본 지침에 규정되어 있지 않은 사항에 대해서는 도로교설계기준과 콘크리트구조설계기준의 관련 규정을 적용하여 설계하도록 한다.

1.2 단면결정

1.2.1 슬래브 단면결정

슬래브 단면의 각 부 치수는 아래와 같이 결정하는 것이 좋다.

(1) 슬래브의 판 두께는 지지형식에 따라 결정되나 단순지지 형식의 경우는 지간의 1/20∼1/14정도로 설계하는 것이 좋다.

(2) 슬래브의 폭은 차도 폭, 보도 폭, 슬래브의 연단거리, 중공관의 배치 등을 고려하여 결정한다.

(3) 캔틸레버 길이는 2m를 크게 초과하지 않도록 하고 지점두께는 300∼600mm, 선단두께는 150∼200mm 정도로 한다

[해설]

(1)에 대하여 : 우리나라 도로교설계기준에서는 슬래브교의 최소 판두께를 25cm로 규정하고 있지만 중공슬래브교의 상하 슬래브 최소 두께를 고려하면 이 규정은 의미가 없어진다.

일반적으로 중공슬래브의 경우, 판 두께는 단순지지 형식의 경우 지간의 1/20∼1/14의 값을 설계하면 된다. 다만, 1/20에 가까운 값을 취하면 단면 두께가 작아져 콘크리트의 응력이 커져서 압축측 철근이 필요하게 되어 복철근단면으로 설계하는 경우가 발생하게 되고 또한, 인장철근도 중공 1블럭마다 많은 양의 배근이 필요하게 되어 복잡해질 수 있다. 따라서 1/20에 가까운 값을 취하는 경우에는 주의가 필요하다. 참고로 <표 1.2.1>은 이를 고려하는 경우의 지간거리에 따른 슬래브의 두께를 나타낸 것이다.

한편, 연속교 형식에서는 단순교에 비해 보다 작은 값을 취하게 되며 일본도로공사에서는 지간의 1/20+5cm의 값을 표준적으로 사용하고 있다. <표 1.2.2>는 연속교의 지간길이에 따른 판 두께의 예이다.

<표 1.2.1> 단순지지 교량의 지간길이에 따른 판 두께(단위 mm)

지간길이(□)	판 두께(h0)	지간-판 두께 비(□/h0)
13m	750	1/17.3
15m	800	1/18.8
17m	900	1/18.9

<표 1.2.2> 연속교의 지간길이에 따른 판 두께(단위 mm)

지간길이(□)	판 두께(h0)	지간-판 두께 비(□/h0)
15m	800	1/20 + 50mm
18m	950	1/20 + 50mm
20m	1050	1/20 + 50mm

(2)에 대하여 : 슬래브의 폭은 우선적으로 차도의 폭과 보도의 폭을 고려하여 결정한다. 그리고, 본 지침의 2.2항의 중공관의 크기, 이격거리 및 연단거리 등을 고려하여 적절하게 보정하도록 한다.

1.2.2 중공관의 배치

중공관의 크기와 배치는 아래 규정을 만족하는 범위에서 적절하게 선택한다.

(1) 중공관의 크기는 상하부 슬래브 두께 규정을 만족하는 범위에서 결정한다. 단, 중공관의 최대지름은 120cm 이하로 한다.

(2) 중공슬래브의 중공비는 일반적으로 80%이하가 되도록 설계해야 하며, 중공슬래브의 장점을 고려하면 중공비는 대략 60∼80%정도 되도록 설계하는 것이 유리하다.

(3) 중공관과 중공관 사이의 순간격(복부폭)은 25cm 이상 또는 슬래브 두께의 1/5 이상으로 한다.

(4) 슬래브의 상부 최소두께는 20cm로 하고 하부 최소두께는 10cm로 한다.

(5) 연단거리는 30cm 이상으로 한다.

[해설]

(1), (2)에 대하여 : 중공슬래브의 장점은 슬래브 내부에 중공을 설치하여 슬래브교의 단점인 자중을 줄이는 것이다. 따라서, 가능하면 큰 중공관을 설치하는 것이 유리하다. 그러나, 지나치게 큰 중공관을 설치하면 휨에 대한 단면 강성이 작아져 압축측 콘크리트에 큰 휨응력이 발생하게 된다. 이를 고려하면 중공비는 대략 70% 이하가 되도록 설계하는 것이 유리하다. <표 1.2.3>은 <표 1.2.1>의 지간과 슬래브 두께를 가지는 교량에 대해서 (4)항의 슬래브 최소두께를 고려하여 최대 중공관을 설치하는 경우의 중공비를 나타낸 것이다. 중공비는 대략 60∼70% 수준으로 적정한 값을 가지게 된다. 따라서, 중공관의 크기는 슬래브 상하 최소 두께 규정을 만족하는 최대 값으로 선정하여도 큰 무리가 없다.

<표 1.2.3> 단순지지 교량의 중공관 크기 (단위 mm)

지간길이(□)	판 두께(h0)	중공관 지름(D)	중공비(D/h0)(%)
13m	750	450	60.0
15m	800	500	62.5
17m	900	600	66.7

(3)∼(5)에 대하여 : 현 도로교 설계기준에는 중공관 배치를 위한 최소규정 값을 두고 있다. <표 1.2.4>는 중공관 설치를 위한 각 국의 제한규정을 비교하여 나타내고 있으며, 우리나라의 규정을 그림으로 나타내면 <그림 1.2.1>과 같다.

중공관의 순간격은 (1)항에서 언급한 것과 같이 자중을 줄이기 위해서는 작게 두는 것이 유리하다. 그러나 전단력은 중공관 사이의 콘크리트 단면에 의해 대부분 저항하게 되므로 지나치게 중공관 간격을 작게 하면 취성적인 전단파괴의 위험이 커지게 된다. 또한, 간격이 작아지게 되면 콘크리트 타설시 문제가 발생할 수 있다. 이런 점을 고려하여 도로교 설계기준에서는 중공관의 간격을 25cm 이상 또는 슬래브 두께의 1/5이상이 되도록 최소규정을 두고 있다.

참고로, 중공관 간격을 다르게 한 횡방향 단위부재 실험결과에 의하면 초기거동은 중공관 간격에 관계없이 유사하고 극한상태에서는 간격이 큰 경우가 강성이 다소 증가하였다. 그렇지만, 사용하중 상태에서의 거동은 크게 차이가 나지 않는다. 따라서, 전단에 대한 안전과 시공성이 확보되는 범위 내에서 중공관의 간격을 최소로 하는 것이 유리하다.

상부슬래브의 최소두께는 차륜하중이 슬래브의 두께가 가장 얇은 중공관의 중심 위에 직접 위치하는 경우를 고려하여 정해진 것이다. 하부 두께는 철근의 배근과 부력으로 인한 중공관의 부상 등을 고려하여 설정한 값이다. 미국 AASHTO의 경우 상하부 두께를 14cm로 동일한 값으로 채택하고 있으나, 우리나라의 경우 상부 두께는 다소 크지만 하부두께는 다소 작게 설정하고 있다. 여기서 규정한 중공하부의 두께 10cm는 최소 두께규정이므로, 시공성을 고려하여 중공하부의 두께를 결정하는 것이 좋다.

<표 1.2.4> 중공슬래브 횡단면 주요치수 제한규정

구분(단위:cm)		중공상부의 최소두께 [eqn: (rm h_1 )]	중공하부의 최소두께[eqn: (rm h_2 )]	중공과 슬래브 측면과의 최소 폭 [eqn: (rm d_1 )]	중공간의 순간격[eqn: (rm d_2 )]
도로교설계기준(한국)		20	10	30	25또는[eqn: rm h_0 /5]
도로교표준시방서(일본)		15	10	30	15또는[eqn: rm h_0 /5]
도로설계요령 (일본도로공단)	직교	15	10	30	25
	사교	17.5	12.5	30	25
AASHTO(미국)		14	14	14	중공관 중심 거리는 슬래브 두께 이상

<그림 1.2.1> 중공슬래브교의 단면의 최소치수

슬래브의 측면에서 첫 중공관까지의 거리인 연단거리는 난간 철근이 배치되고 복부 위치에서 배근이 복잡하게 되므로 콘크리트 타설이 용이하도록 충분한 간격을 유지하여야 한다. 도로교설계기준에서는 30cm의 간격을 유지하도록 최소규정을 두고 있다.

1.2.3 격벽

(1) 교량받침이 설치된 지점부에는 두께 30cm 이상의 격벽을 설치한다.

(2) 지점의 중앙부에는 적당한 두께의 격벽을 설치하는 것이 좋다.

[해설]

(1)에 대하여 : 교량 지점부의 받침에는 설계하중에 의한 큰 반력이 발생한다. 이로 인한 상부구조의 전단파괴, 지압파괴 등을 방지하기 위해서는 충분한 강성을 갖는 격벽을 설치하여야 한다. 도로교설계기준에서는 <그림 1.2.1>에서와 같이 30cm 이상의 격벽을 설치하도록 규정하고 있다. 본 지침의 3.4항과 같이 중공단면이 전단력에 충분히 저항 가능하도록 격벽을 연장한다.

(2)에 대하여 : 슬래브교의 단면은 최대설계하중에 저항 가능하도록 설계되므로 중간 격벽이 없어도 구조적인 문제점은 없다. 다만, 편심하중에 의한 비틀림에 대해 효과적으로 저항하기 위해서는 지점 중간부에 격벽을 설치하여 비틀림 강성을 확보하는 것이 바람직하다. 격벽의 두께는 약 30cm 정도로 하면 된다.

1.3 설계단면력의 산정

1.3.1 구조해석 일반

(1) 설계단면력을 계산할 때는 도로교설계기준의 설계하중편에 제시된 차륜하중과 차선하중을 동시에 고려하여 최대단면력으로 설계한다.

(2) 캔틸레버판이 있는 경우에는 켄틸레버판의 영향을 고려하여 구조해석하여야 한다.

(3) 지점반력 및 받침선 방향의 단면력은 받침의 배치 및 사각의 영향을 고려하여 계산하여야 한다.

[해설]

(2)에 대하여 : 캔틸레버 슬래브가 있는 교량의 경우에는 캔틸레버 슬래브에 작용하는 하중 및 강성의 영향을 고려한다. 이 때 하중은 <그림 1.3.1>과 같이 슬래브의 연단에 집중하중과 모멘트로 치환하여 고려할 수 있다. 단, 보도와 차도의 구별이 없고, 차도부분의 내민 길이가 0.25m 이하인 캔틸레버부분을 갖고 있는 슬래브교에 대해서는 캔틸레버판이 없는 슬래브교와 같이 단면력을 계산하여도 좋다.

<그림 1.3.1> 연단부에 작용하는 하중

(3)에 대하여 : 지점반력과 받침선 방향의 단면력은 받침의 종류, 받침의 간격 및 사각 등에 의하여 그 분포가 변화하기 때문에 받침의 종류, 받침의 배치 및 사각의 영향 등을 고려하여 계산하여야 한다.

1.3.2 구조해석 방법

단면력을 결정하기 위한 해석은 받침부의 조건 및 사각을 고려하여 판이론에 따라 수행하거나, 또는 부재의 적절한 단면 물성 값을 도입한 격자해석법 및 유한요소법에 의해 수행하는 것을 원칙으로 한다. 단, 사각이 60o를 초과하는 사교나 곡선교에 대하여 판요소를 사용한 유한요소법이나 격자해석법을 적용할 때에는 오차발생 가능성에 주의하여 해석모델을 구성해야 한다.

[해설]

슬래브의 해석방법에는 보 이론에 의한 방법, 판 이론에 의한 방법, 격자해석법, 유한대판법, 유한요소법 등이 있다. 보 이론에 의한 방법은 정밀도나 신뢰도에 문제가 있으므로 적용하지 않아야 한다. 우리나라 도로교설계기준에는 판 이론에 의하여 슬래브교를 해석하도록 규정하고 있으며, 지지조건이 복잡한 경우 혹은 곡선교와 사교와 같은 경우에는 격자이론과 유한요소법 등의 해석방법을 허용하고 있다.

판 이론에 의한 방법으로 중공슬래브교를 해석할 때에는 이방성판으로 단면력을 계산하는 것이 바람직하지만 1.2.2의 최소치수 규정을 만족하는 경우에는 등방성판으로 보고 단면력을 계산하여도 좋으며, H. Olsen 도표를 사용하는 등의 근사적인 해석방법을 사용하여도 좋다.

판 요소를 사용하는 유한요소법이나 격자해석법을 적용하는 경우에는 중공슬래브교의 설계 조건에 따라 주의가 필요하다. 즉, 일반적으로 사용되는 정도의 사각(사각 60o 정도), 중공비 및 이격거리를 갖고, 지간과 지지점에 다이아프램이 설치되어 있는 중공슬래브교에 대한 해석에는 판 요소를 사용하는 유한요소법이나 격자해석법이 큰 무리 없이 적용될 수 있다. 그러나 사각이 60o를 초과하는 사교나 곡선교의 경우에는 해석모델의 정밀성에 따라 20% 이상의 오차가 유발될 수 있으므로 주의가 필요하다.

격자해석법은 슬래브의 모든 영역에 퍼져있는 휨 강성 및 비틀림 강성을 가장 가까이에 있는 등가의 격자 보 요소에 집중시킨 <그림 1.3.2>와 같은 모델을 구성하여 해석하는 방법이다. 슬래브의 종방향(longitudinal direction) 강성은 종방향 보 요소에 집중시키고, 횡방향(transverse direction) 강성은 횡방향 보 요소에 집중시킨다. 이때, 슬래브의 임의의 위치에서 직교 양방향의 비틀림(torque)의 크기와 뒤틀림(twist)의 크기가 각각 같아야 하지만, 등가 격자해석법에서는 물리적이나 수학적으로 절점의 직교 양방향으로 비틀림이나 뒤틀림의 크기가 자동적으로 같게 해 줄 방법이 없으며, 모멘트가 직교 양방향의 곡률에 영향을 받는 것을 고려할 수 없으므로 오차가 유발될 수밖에 없다. 그러나, 다행히 West (1973) 등에 의하여 수행된 엄밀한 수치 해석과 여러 실험 등의 연구 결과, 이러한 단점을 극복하기 위하여 세밀한 격자망을 구성하는 경우 대부분의 설계를 목적으로 하는 해석에서는 격자에 분포된 모멘트를 통해 구한 휨 응력이 충분히 정확하다고 보고되었다.

<그림 1.3.2> 해석모델; (a)단순 슬래브교, (b)등가격자 모델

따라서 격자해석법을 적용할 때에는 다음의 모델링 및 해석방법에 따르는 것이 바람직하다.

1. 모델링 방법

중공슬래브교에서 격자해석이론을 사용하는 경우 격자망의 구성은 다음과 같이 하는 것을 원칙으로 한다(도로교 설계 요령).

1.1 교축방향 부재의 모델링

□주형은 중공사이의 중심위치로 한다.

□양측 단부의 주형은 슬래브 연단과 연단에 인접한 중공과의 중심위치로 한다.

□전단면의 중심축 위치를 계산하고, 중심축에 관한 각 주형의 단면 2차 모멘트를 계산한다.

□중공을 같은 면적의 구형공간으로 치환하고(<그림 1.3.3>) 중공슬래브 전단면의 비틂 상수를 계산하여 주형개수로 등분하여 이를 각 주형의 비틂 상수로 한다. 전단면의 비틂 상수는 식 (1.3.1)에 의하여 구한다.

□내민보(cantilever) 부분은 하중으로 생각해도 좋다.

<그림 1.3.3> 구형부분으로 치환된 중공슬래브 교량

[eqn: J~=~G~{4~b^2 ~h^2 } over {2~ h over t_w ~+~ b over t_u ~+~ b over t_l }]	(1.3.1)

여기서, [eqn: b~=~B~-~t_w]

[eqn: h~=~H~-~ LEFT ( {t_u ~+~ t_l} over 2 RIGHT )]

[eqn: a^2 ~=~ {pi ~D^2} over 4]([eqn: D] : 중공관의 지름)

1.2 교축 직각방향 부재의 모델링

□가로보는 주형과 직교하도록 배치하기로 하고, 부재의 간격은 유효지간의 1/4 이하로 등분으로 한다.

□각 부재의 유효폭(B)은 분할폭으로 한다. (그림 1.3.4)

□각 부재의 비틂 상수는 식 (1.3.2)에 의하여 구한다. 여기서, □는 지간/슬래브 폭 비에 따른 값이며, <표1.3.1>과 같다. 복부를 고려할 때는 중관관의 크기와 배치 등을 고려하여 복부폭([eqn: t_w `])을 정한다. (그림 1.3.4)

- 복부를 무시할 때

[eqn: J~=~beta~B~ LEFT ( { t}`_{1 } ^{3 } ~+~ { t}`_{2 } ^{3 }~RIGHT )]	(1.3.2.a)

- 복부를 고려할 때

[eqn: J~=~beta~B~ LEFT ( { t}`_{1 } ^{3 } ~+~ { t}`_{2 } ^{3 }~RIGHT ) ~+~beta~ LEFT ( D~-~t_1 ~-~t_2 ~RIGHT ) ~{ t}`_{w } ^{3 }]	(1.3.2.b)

<표 1.3.1> 지간/슬래브폭 비에 따른  □ 값

지간/슬래브폭	□
1.0	0.1406
1.1	0.1540
1.2	0.1661
1.3	0.1771
1.4	0.1869
1.5	0.1958
1.7	0.2108
2.0	0.2287
2.5	0.2494
3.0	0.2633
4.0	0.2808
5.0	0.2913
7.0	0.3033
10.0	0.3123
[eqn: INF]	0.3333

<그림 1.3.4> 부재단면 치수

2. 모델링의 주의사항

□설계자가 구조물이 어떻게 거동하기를 원하는 지를 염두에 두고 설계에 반영하여야 한다. 즉, 프리스트레스된 부분이 있다면 이에 평행하게 보를 위치시키거나, 단부보가 있는 곳에는 이를 따라 격자 보요소를 위치시켜야 한다.

□실제 구조물에서 어떻게 힘이 분포하는 가를 고려하여야 한다. 예를 들어, 각 단부 격자요소는 상판 단부에서의 수직전단흐름의 합력과 거의 같은 값을 지니도록 하여야 한다.

□아주 좁은 슬래브의 경우에는 종방향 격자 보요소를 하나의 요소로 이상화할 수 있으며, 상판이 매우 넓거나 설계조건이 매우 까다로운 경우에는 약 20개의 요소로 이상화하면 충분하다.

□횡방향 격자요소의 간격은 집중하중을 받는 경우에 종방향 격자요소를 따르는 하중의 분포를 정확하게 고려하기 위해 충분히 작아야 한다. 즉, 횡방향 격자요소의 간격은 유효지간의 1/4보다 작아야 한다. 또한, 내부 지점과 같이 갑작스럽게 변화하는 구간에서는 좀더 촘촘하게 격자요소를 배치해야 한다.

□사각이 20o보다 작은 단순 지지된 상판은 직각의 지점을 가진 격자 모델링으로 해석할 수 있다. 하지만, 사각이 큰 경우 또는 상판이 연속적일 경우, 격자 지점의 선은 실제 구조물의 경사 지점의 약 5o 이내이어야 한다.

□사교인 경우라도 단부 또는 슬래브 중간에 보강된 격벽의 방향이 사각이 아닐 경우는 이에 대한 횡방향 격자요소가 종방향 격자요소에 직각이 되도록 배치한다.

□상판의 사각이 크거나 받침부(bearings)가 서로 가깝게 배치되어 있다면, 받침부의 압축력이 전단력에 미치는 국부적인 영향을 고려하여 모델링하여야 한다.

□격자해석에서는 집중하중이 격자요소의 폭에 걸쳐 분포되는 하중을 나타낸다고 암시적으로 가정한다. 따라서 독립된 지점부(point supports)를 지닌 상판은 두 개의 격자 보요소로 모델링하는 것이 가장 좋을 경우도 있다. 먼저, 전체 상판을 조악한 망으로 모델링하여 경간 사이의 모멘트 등의 분포에 대해 연구하고, 다음으로 지점부의 작은 부분을 대표하는 곳만 세밀하게 모델링하는 것도 좋은 방법이다. 위와 같이 세밀하게 모델링한 작은 구역의 경계에 작용하는 힘과 변위는 조악한 격자모델링의 결과로부터 구한 값을 사용한다.

3. 격자요소의 물성값 계산

3.1 단면2차모멘트

격자요소의 종방향 및 횡방향 단면계수는 각 요소가 상판의 폭을 대표하는 것을 고려하여 계산한다. 단면2차모멘트 I는 상판의 중립축에 대하여 계산되며, 등방성 슬래브인 경우 bd3/12와 같다.

<그림 1.3.5> 중공슬래브교의 종방향 격자 요소의 위치

<그림 1.3.5>와 같은 중공슬래브 교량의 상판에 대하여, 종방향 격자요소의 단면계수는 중립축에 대하여 빗금친 단면을 사용하여 계산한다. 종방향 단면계수는 일반적으로 중공의 중심선에서 계산한다. 하지만, 중공관의 지름이 상판 전체 두께의 60%보다 작을 경우에는, 설계를 목적으로 하기에는 충분하기 때문에 종방향 단면계수가 단위 폭당 종방향 단면계수와 같다고 가정할 수 있다. 엄밀하게 말하면 슬래브에 관한 휨-곡률 식과 보에 관한 휨-곡률 식은 횡방향 곡률에 의한 차이도 있지만 보의 1/(1-□2)배만큼 유효강성이 다르다. 그러나 이러한 차이가 종방향 및 횡방향 강성 모두에 같이 영향을 주므로 하중의 분배에 큰 영향을 미치지 않기 때문에 격자해석에서는 일반적으로 이를 무시한다.

3.2 비틀림

슬래브에서의 비틀림은 오직 수평 전단흐름(horizontal shear flow)을 말한다. 수직 전단흐름(vertical shear flow)은 수직전단력의 일부로 간주하며, 격자보 요소는 이러한 거동을 매우 근사하게 나타낸다.

슬래브의 단위폭당 비틂 상수(torsion constants) C는 d3/6으로 나타내며, 따라서 b의 폭을 지니는 격자보의 비틂 상수 C는 bd3/6과 같이 나타낼 수 있다. 이는 단면2차모멘트의 두 배이므로 일반적으로 2I라고 가정한다. 중공슬래브에 대해선 C를 계산하기 위한 간단한 엄밀식이 없으므로 2I가 어느 정도의 정확성을 지니면서 편하게 사용되고 있지만, 식 (1.3.3)과 같은 Huber의 근사식을 사용하여도 좋다.

[eqn: C~=~2~ SQRT {(~ i_x ~i_y ~)}]	(1.3.3)

1.3.3. 휨모멘트 및 슬래브지간

(1) 고정하중에 의한 휨모멘트는 하중이 슬래브의 전면적에 고르게 분포되어 있는 것으로 보고 계산하여도 된다.

(2) 1.3.3의 (3)항과 (4)항의 규정에 따라 단면력을 계산하는 경우에 슬래브교의 지간은 직슬래브교에 있어서는 받침중심간격인 [eqn: l_n]으로, 사각[eqn: Bold {45^o}]이상의 경사슬래브교에 있어서는 식(1.3.4)에 따라 각각 결정하는 것으로 한다.

[eqn: &l=l_s ~~~~~~~~~~~~~~~(l_s /B>=1.5) ##& l=(l_s + l_n )/2 ~~~~~~~(l_s /B <1.5)]	(1.3.4)

여기서,

[eqn: & l = 슬래브교의 ~지간(m) ##& l_s = 경사지간(m) ##& l_n = 받침의 ~중심간격(m) ##&B=슬래브의~ 폭(m) ##& phi=사각]

[해설]

(1)에 대하여 : 덮개, 난간 등 편재하중의 영향을 무시할 수 없는 경우에는 재하위치의 영향을 고려하여 휨모멘트를 계산하여야 한다.

고정하중에 의한 지간 직각방향의 휨모멘트는 근사적으로 지간방향의 휨모멘트에 다음 식의 b값을 곱하여 계산해도 좋다.

[eqn: &l over B ~<~ 0.7 ~: ~~b = 1/6 #& 0.7 ~< ~l over B ~< ~2.0 ~:~ b = -0.074 ( l over B ) + 0.22]

사각이 60°인 경우 [eqn: b=1/6]로 하는 것이 좋다.

여기서, [eqn: l`]=지간(m)

B=슬래브의 전체폭(m)

(2)에 대하여 : 본문의 지간 결정방법은 사각슬래브교에서 사각이 90o∼45o까지의 범위에 대한 Nielsen-Vogt 도표에 기초하여 정한 것이다. 그러나 사각이 75°이상인 경우에는 사각의 영향이 작으므로 경사지간 [eqn: l_s]를 슬래브의 전체 폭으로 나눈 값([eqn: l_s /B])에 관계없이 지간 [eqn: l]은 경사지간 [eqn: l_s]로 하여도 좋다. 또 [eqn: l_s /B]가 작아짐에 따라 본문에 규정된 지간에 따라 설계하면 과대한 휨모멘트에 대하여 설계할 수가 있기 때문에 [eqn: l_s /B]가 0.5이하가 될 때에는 판이론에 따라 해석하는 것이 좋다.

(a)[eqn: l_s /B <1.5]인 경우               (b)[eqn: l_s /B >=1.5]인 경우

<그림 1.3.6> 사각슬래브교의 지간방향

1.3.4 전단력 및 지점부 격벽

(1) 중공슬래브교의 전단강도는 1.4.1항의 T형 단면으로 계산한다.

(2) 지점부의 격벽은 중공단면이 저항할 수 있는 전단력까지 연장한다.

[해설]

(2)에 대하여 : 일반적으로 슬래브교에서의 전단응력은 작지만 중공슬래브교의 전단저항은 본 지침 1.4.1항과 같이 T형 단면으로 저항하기 때문에 전단응력이 커져 전단 위험성이 증가한다. <그림 1.3.7>은 단순지지 중공슬래브교에 있어서의 전형적인 전단력 분포를 나타낸 것이다. 받침부에서 최대전단력 Smax가 생겨 지간 중앙에서 전단력 Smin이 되어 선형적인 분포를 하게 된다. 따라서, T형 단면으로 대체되는 중공단면의 전단강도(S)를 계산하여 그 지점까지 격벽이 연장될 수 있도록 한다.

<그림 1.3.7> 중공바닥판교의 전단력

1.4 중공슬래브의 단면설계

1.4.1 대체단면 (T형단면)

휨모멘트 및 전단력 등의 설계단면력을 검토할 때, 중공 슬래브교의 단면은 중공관 사이의 속이 비지 않은 부분의 복부폭과 중공관 위 부분을 플랜지폭을 갖는 T형보의 단면으로 계산해도 좋다.

[해설]

도로교설계기준에서는 중공슬래브의 전단검토를 할 때에는 <그림 1.4.1>에 보이는 바와 같이 중공관 사이의 속이 비지 않은 부분의 복부폭과 중공관 위부분의 프랜지폭을 갖는 T형단면으로 대체해도 좋다고 규정하고 있다.

<그림 1.4.1> 중공 슬래브교의 대체 T형 단면

여기서, h1 : 속 빈 부분 위의 최소두께(cm)

h0 : 슬래브의 두께(cm)

d1 : 속 빈 부분과 슬래브측면의 최소폭(cm)

d2 : 속 빈 부분간의 최소폭(cm)

B : 슬래브의 전폭(cm)

b : 대체단면의 플랜지폭(cm)

그러나, 휨의 검토에 대해서는 단면에 대한 명시적인 규정이 없어 중공관을 고려하여 응력을 검토하게 되면 계산이 매우 복잡해지게 된다. 연구결과에 의하면 중공 슬래브교의 휨에 대한 검토는 T형 단면으로 가정하여 해석해도 큰 무리가 없는 것으로 평가되었다. 따라서, 본 지침에서는 휨 모멘트와 전단력등의 설계단면력을 검토할 때에 대해서 대체단면을 적용하기로 한다. 그러나, 이 대체단면은 휨강도 및 전단강도의 검토시에만 사용할 수 있고 단면에 발생하는 단면력의 크기는 1.3.1항의 해석방법에 의하여 결정한다.

1.4.2 휨검토 및 주철근량

(1) 휨 강도의 검토는 1.4.1항의 T형 단면으로 치환하고 등가응력블럭을 사용해도 좋다.

(2) T형 단면의 복부와 플랜지 부분의 압축력은 함께 고려한다.

(3) 소요 인장철근량은 보 이론에 의해 계산하고 최소철근비와 최대철근비가 만족하도록 설계한다.

[해설]

(2)에 대하여 : T형 단면의 복부와 플랜지 부분의 압축력을 함께 고려하여 계산하면 중공단면을 뺀 단면에서 계산한 것과 크게 차이가 없어 실무적으로 아무런 문제가 없다. 단, 복부의 압축력을 무시하여 적용하면 차이가 크게 될 수 있어 주의가 필요하다.

1.4.3 전단 검토 및 전단철근량

(1) 단면의 전단강도는 콘크리트가 부담하는 전단강도와 전단철근이 부담하는 전단강도의 합으로 한다.

(2) 콘크리트가 부담하는 전단강도([eqn: bold {phi `V_c ``}])가 계수전단력([eqn: bold {V_u ``}])이상이라도, 계수전단력[eqn: bold {V_u ``}]가 콘크리트가 부담하는 전단강도[eqn: bold {phi `V_c ``}]의 1/2을 초과하는 경우에는 최소 전단철근을 배치하도록 한다.

[해설]

소요 전단철근량은 콘크리트 단면의 전단 저항 부족 분에 대해 산출하게 된다. 비록 콘크리트의 전단저항이 충분하여 전단철근이 필요하지 않은 경우에도 취성적인 전단파괴를 방지하기 위하여 최소 전단철근을 배치하도록 한다.

1.4.4. 사용성 검토

(1) 중공슬래브교의 사용기간중 충분한 기능과 성능을 유지하기 위하여 사용하중하에서 사용성을 검토하여야 한다.

(2) 사용성 검토는 균열, 처짐, 피로의 영향 등을 고려하여 이루어져야 한다.

(3) 균열의 검토는 1.4.5에 따른다.

(4) 처짐의 검토는 1.4.6에 따른다.

(5) 피로의 검토는 도로교설계기준및 콘크리트구조설계기준에 따른다.

(6) 중공슬래브교의 사용성 검토시에는 콘크리트의 건조수축과 중공관에 의한 구속응력을 고려하여야 한다. 이때 구속응력[eqn: bold{ f_tr }`]은 실험에 의하거나 정밀한 해석에 의하지 않는 한[eqn: bold{ f_tr ``=``1.2` SQRT { f_ck`` }`}]로 적용하며 균열 및 처짐검토시 이러한 인장응력을 고려하여야 한다. 따라서 균열모멘트는 다음과 같이 계산한다.

[eqn: BOLD {M_cr ~=~ {f_r ``-``f_tr} over y_t I_g }]

여기서,[eqn: bold{ f_r ``=``2.0` SQRT { f_ck`` }`}]  [eqn: bold{ f_tr ``=``1.2` SQRT { f_ck`` }`}]

[해설]

(1)에 대하여 : 구조물 또는 부재는 설계내용기간중 사용하중하에서 사용목적에 적합한 기능을 유지하여야 한다. 이때 필요한 기능에는 소요안전성 이외에 사용상의 쾌적성, 수밀성 미관등에 관련된 사용성과 설계내용기간중에 충분히 견딜수 있는 내구성등이 있다. 설계시에는 구조 및 부재의 사용목적에 맞는 사용성 조건을 설정하고, 적절한 방법으로 필요한 검토를 수행해야 한다.

(6)에 대하여 : 중공슬래브교의 휨균열에 관한 연구결과는 중공관의 구속작용에 의한 인장응력이 콘크리트의 균열강도를 감소시킴으로써 일반적인 철근콘크리트 구조물에 적용하는 설계기준 인장강도(파괴계수, [eqn: f_r``=``2.0` SQRT { f_ck`` }])보다 작은 균열강도를 나타내었다. 즉, 중공슬래브교에서는 일반적으로 사용되고 있는 휨균열강도 계산식의 값보다 낮은 응력하에서 균열이 발생한다는 것을 의미한다. 이때 콘크리트 건조수축에 의한 구속응력[eqn: f_tr`]은, 실험에 의하거나 정밀한 해석에 의하지 않는 한 [eqn: 1.2 sqrt{f_ck} `]가 작용하고 있는 것으로 간주한다. 균열발생 여부판정시, 작용응력([eqn: f_b ``=`` M over I y ``])이 [eqn: ` 0.4`f_r ``(``즉, ```f_r `-`f_tr`=`2.0`sqrt{f_ck} `-`][eqn: 1.2`sqrt{f_ck}`)]보다 큰 경우에는 균열이 발생하는 것으로 간주한다.

1.4.5 균열의 검토

(1) 휨모멘트와 1.4.4(6)에서 규정하는 건조수축 잔류인장응력에 콘크리트의 인장응력이 콘크리트 설계인장강도의 60%보다 작을 경우에는 휨균열을 검토하지 않아도 좋다.

(2) 인장철근의 설계항복강도가 3,000 kgf/cm2이상인 경우에는 사용하중에 의한 휨균열폭을 아래와 같은 식으로 계산하고, 균열폭은 허용균열폭 이하가 되도록 하여야 한다.

[eqn: bold {w~=~1.08` { beta }_{ c} ` { f}_{s }` `^{ 3} SQRT { { d}_{ c} `A }~×~ { 10}^{ -5} }]   (mm)

(3) 중공슬래브교의 균열폭 계산시, 사용하중상태에서의 철근응력[eqn: bold {f_s ``}]는 1. 4.4(6)에서 규정하고 있는 구속응력을 고려하여 다음과 같이 계산해야 한다.

[eqn: BOLD {f_s ~=~n`(`M_s over I y_t``+``1.2 sqrt{f_ck }``) }`]

여기서,[eqn: bold {M_s ``}]는 사용하중모멘트이며[eqn: bold {n ``}]은 철근과 콘크리트의 탄성계수비이다.

(4) 전단균열, 비틀림균열의 검토가 필요한 경우에는 적절한 방법에 따라 검토해야 한다.

(5) 그 외 일반적인 설계기준은 콘크리트 구조설계기준과 도로교설계기준에 준하여 설계한다.

[해설]

콘크리트 구조물에 작용하는 균열은 강재부식 촉진을 통해 내구성을 저하시키며, 수밀성 등의 기능을 저하시키고 과대한 변형을 일으키며, 또한 미관을 해치는 원인이 된다. 그러므로 콘크리트에 발생하는 균열은 적절한 방법으로 검토하고 일정 한도 이내로 조절하여야 한다.

중공슬래브교의 휨균열에 관한 연구결과는, 콘크리트의 건조수축변형이 중공관에 의해 구속됨으로써 콘크리트 인장응력이 발생하여 충실단면 슬래브구조물보다 낮은 응력상태에서 균열이 발생되고 다소 큰 균열폭이 발생하였다. 따라서 중공슬래브교의 균열검토시, 철근응력은 사용하중에 의한 응력과 콘크리트에 작용하고 있는 인장응력을 고려하여 계산하여야 한다.

1.4.6 처짐의 검토

(1) 구조물이나 부재의 처짐 및 변형이 구조의 강도, 기능, 사용성, 내구성 및 미관에 손상을 주지 않도록 휨에 대해 충분한 강성을 가져야 한다.

(2) 사용하중에서 휨균열이 발생하지 않는 콘크리트부재의 처짐은 전단면강성을 유효강성으로 취하고 탄성이론에 의하여 계산해도 좋다.

(3) 휨균열이 발생한 콘크리트 부재의 처짐은, 엄밀한 해석방법에 의하지 않는 한 다음 식의 유효강성으로 계산해야 하며, 이 때의 유효강성은 전단면강성을 초과할 수 없다.

[eqn: BOLD {I_e ~=~ (`M_cr over M_a`)^3 ``I_g ``+`` [`1``-`` (`M_cr over M_a`)^3 `]``I_cr ~ <= ~I_g`}]

여기서 , [eqn: BOLD {M_cr `=` {f_r ``-``f_tr} over y_t I_g }]  [eqn: bold{ f_r ``=``2.0` SQRT { f_ck`` }`}] [eqn: bold{ f_tr ``=``1.2` SQRT { f_ck`` }`}]

(4) 그 외 일반적인 설계기준은 콘크리트 구조설계기준과 도로교설계기준에 준하여 설계를 한다.

[해설]

균열이 발생한 철근콘크리트 구조물의 처짐은 균열에 의한 강성저하를 고려하여 계산하여야 한다. 중공슬래브교의 처짐에 관한 연구결과는 콘크리트의 건조수축변형이 중공관에 의해 구속됨으로써 콘크리트 인장응력이 발생하여 충실단면 슬래브구조물보다 낮은 응력상태에서 균열이 발생하여 큰 처짐이 발생하였다. 따라서 중공슬래브의 처짐검토시, 콘크리트의 인장응력을 고려한 균열모멘트을 계산하여 유효강성식에 의해 처짐을 검토하여야 한다.

1.4.7 캔틸레버 바닥판 설계

중공슬래브교의 캔틸레버 바닥판의 설계는 도로교설계기준을 따른다.

[해설]

중공슬래브교의 캔틸레버 바닥판의 설계는 도로교설계기준의 캔틸레버 바닥판 규정에 따라 설계한다.

1.5 구조세목

1.5.1 주철근 및 배력철근

(1) 지간 방향으로 배치되는 인장주철근의 지름은 13mm 이상, 철근의 중심간격은 20cm 이하로 한다.

(2) 슬래브 윗쪽 및 아래쪽에는 지간방향 및지간 직각방향으로 지름 13mm 이상의 철근을 각각 30cm이하의 중심간격으로 배치하여야 한다.

(3) 경사슬래브교에 대하여는 <그림 1.5.1(a)> 및 <그림 1.5.1(b)>에 보인 것과 같이 철근을 배치하는 것을 원칙으로 한다.

(4) 캔틸레버판이 있는 슬래브교는 캔틸레버 슬래브위 윗쪽 및 아래쪽에 가외철근을 배치한다.

(5) 슬래브의 유효깊이[eqn: bold {d``}]가 90cm를 초과하면, 종방향 표면철근을 부재 양쪽 측면의 표면을 따라 배근해야 하며 이때 가장 가까운 곳에 위치한 휨 인

장철근으로부터 d/2지점까지 균일하게 배근해야 한다. 양쪽측면에서 한쪽 면에 단위 m당 표면철근량[eqn: bold {A_{s k}``}]은 [eqn: bold {0.10`(d-75)cm^2`}]이상으로서 양쪽측면에 배치하여야 한다. 표면철근의 최대간격은 d/6과 30cm 중 작은 값을 초과하지 않아야 한다.

[해설]

(1), (2)에 대하여 : 슬래브교의 슬래브 위쪽 및 아래쪽에 배치하는 인장주철근을 포함한 철근의 최소지름 및 최대중심간격을 정하여 놓은 것이다. 중공 슬래브교의 경우에도 철근 최대중심간격 규정은 적용되기 때문에 빈 부분의 아래쪽에 철근을 배치하여야 한다. 일반적으로 종방향 주철근은 D32가 주로 사용되지만 소요철근량이 적은 경우는 D25 또는 D29가 사용되며 중공관 한 블록 내에 설치되는 주철근의 개수는 크기에 따라 다르지만 대개 12개 또는 8개 정도가 바람직하다. 단, 빈 부분의 아래 쪽에는 지름이 가는 철근을 배치하는 것이 바람직하다.

한편, 종방향 인장주철근의 경우, 최소 간격 규정을 만족하더라도 철근의 배치를 등간격으로 하지 않고 속이 비지 않은 부분에 좀 더 많은 철근을 배치하는 경우를 고려할 수 있다. 이는 강성이 큰 부분에 많은 철근을 배치하여 휨강도를 증가시킬 수 있어 유리한 점이 있다. 그러나, 균열의 관점에서는 종방향 철근을 균등하게 배치하는 것이 유리하다.

(3)에 대하여 : 경사슬래브교에는 슬래브의 자유단 부근에 있어서 경사지간 방향으로 인장력이 생기기 때문에 슬래브 위 자유단 부근에 있어서는 사각지간 방향에 철근을 배치하는 것으로 하였다. 사각지간 방향에 철근을 배치하는 범위는 받침선 직각방향보다 사각지간 방향으로 인장응력이 더 큰 범위로 하면 된다. 이 범위는 사각지간 [eqn: l_s]를 슬래브 위 전폭으로 나눈 값[eqn: l_s]/B가 1.5 이상인 경우에는 슬래브 전폭, [eqn: l_s]/B가 1.5 미만인 경우에는 자유단에서 [eqn: l_s]/5만큼 떨어진 위치까지를 범위로 하였다.

[eqn: l_s] : 사각지간(cm), B : 슬래브 전폭(cm)

(a)[eqn: l_s /B <1.5]인 경우                  (b) [eqn: l_s /B >=1.5]인 경우

<그림 1.5.1> 경사슬래브교의 철근배치

(4)에 대하여 : 캔틸레버 슬래브 부분은 캔틸레버 슬래브와 본 슬래브 부분의 온도차 및 건조수축 등에 의하여 인장응력이 생겨서 균열발생의 원인이 되기 때문에 캔틸레버 슬래브의 위쪽 및 아래쪽에 가외철근을 배치하는 것으로 하였다. 그러나 연속 슬래브교 중간지점 부근에는 캔틸레버 슬래브 부분이 어느 정도 본 슬래브와 일체가 되어 부모멘트에 저항하기 때문에 캔틸레버 슬래브 위쪽에 단위폭(1m)당 환산 인장 주철근의 1/2 이상의 철근을 배치하는 것이 좋다.

<그림 1.5.2> 캔틸레버 슬래브의 가외철근

1.5.2 건조수축철근

중공슬래브교는 중공관의 구속작용에 의해 발생하는 인장응력이 잔류응력으로 존재하므로 이에 의한 균열발생을 방지하기 위해 철근을 배근해야 한다.

[해설]

콘크리트의 건조수축변형이 중공관에 의하여 구속됨으로써 콘크리트에 인장응력이 발생하게 되며, 이러한 인장응력이 콘크리트의 인장강도에 도달하게 되면 균열이 발생한다. 실제 중공슬래브교량에서 슬래브 하면에 중공관이 배치된 위치를 따라 종방향(교축방향)균열이 발생한 경우가 많은데, 이러한 균열은 이와 같은 중공관에 의한 구속작용으로 인하여 발생된다. 또 양생 중에 균열이 발생하지 않는 경우에도 중공관의 구속작용에 의한 인장응력이 잔류응력으로 존재하게 되며, 외부하중이 작용할 때 낮은 하중 하에서 균열이 발생하게 된다. 따라서 이러한 구속작용이 일반적인 철근콘크리트 슬래브교에 비하여 중공슬래브교량에서 조기에 균열이 발생하므로 이를 방지하기 위해 건조수축철근을 배근해야 한다.

1.5.3 전단철근의 배근

(1) 중공관 사이 및 슬래브 측면과 첫 중공관 사이에 D13 이상의 전단철근을 배근한다.

(2) 전단철근의 배근형상은 시공성을 고려하여 U형 또는 X형을 사용해도 좋다.

(3) 전단철근의 간격, 갈고리 등의 세부 상세는 관련기준의 규정에 따른다.

[해설]

(1), (2) 에 대하여 : 중공 슬래브교에 설치하는 전단철근의 지름과 형상에 대한 규정이다. 전단철근은 전단력에 저항할뿐만 아니라 슬래브의 상하부를 결합하여 횡방향 변형에도 저항하도록 하는 역할을 한다. 일반적으로 전단철근의 형상은 U형 또는 X형을 혼용하여 사용하는 경우가 많다. X형의 전단철근이 배근된 경우가 U형의 전단철근이 배근된 경우보다 횡방향으로의 파괴강도 및 극한하중에서 강성이 다소 크게 평가되나, 사용하중 단계에서는 거의 동등한 강도 및 강성을 유지한다. 중공슬래브의 극한상태는 종방향으로 주로 발생하며 횡방향으로는 극한상태에 도달하지 않는 것이 일반적이다. 따라서, X형 전단철근이 U형에 비해 항상 우수하다고는 할 수 없다. 따라서, 전단철근의 형상은 시공성을 고려하여 선택하는 것이 바람직하다.

1.5.4 받침보강철근

(1) 슬래브 단부 등의 받침부에 받침선 방향으로 온도변화 및 콘크리트 건조수축에 의하여 생기는 인장응력에 대하여 가외철근을 배치하던가 PS 강재를 배치하고 프리스트레스를 도입하여야 한다.

(2) 받침선보다 뒤에 있는 슬래브의 단부에는 윤하중에 의하여 지간방향으로 생기는 부모멘트에 대하여 필요한 철근을 배치하여야 한다.

(3) 경사슬래브교의 둔각부 슬래브 위쪽에는 부모멘트에 대하여 <그림 1.5.4>에 보인 것과 같이 경사지간 방향 및 받침선방향으로 가외철근을 배치하여야 한다. 따라서, 프리스트레스트 콘크리트 슬래브교에 있어서는 그 부분에 작용하는 프리스트레스의 효과를 고려하여 철근량을 감소시킬 수 있다.

(4) 경사슬래브교의 둔각부 슬래브 아래쪽에는 받침부 반력에 대하여 지름 13mm 이상의 가외철근을 20cm 이하의 중심간격으로 배치하여야 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 가외철근은 지름 13mm 이상, 중심간격 20cm 이하로 배치하는 것이 좋다.

(2)에 대하여 : 받침선보다 뒤쪽에 있는 슬래브 단부는 캔틸레버 슬래브이기 때문에(그림 1.5.3 참조), 그 부분에 활하중이 재하된 경우에 생기는 휨모멘트에 저항하는데 필요한 철근량을 배치하여야 한다. 단, 지름 13mm 이상의 철근을 중심간격 20cm 이하로 배치하는 것으로 한다.

<그림 1.5.3> 슬래부 단부에서의 지간방향의 철근 배치

(3)에 대하여 : 사각이 45°이상이고, 선형 또는 선형과 근사한 형상으로 지지된 사각슬래브교에 가외철근을 사각슬래브교의 변, 받침부 또는 받침에 평행하게 2방향으로 배치하는 경우의 각 방향의 단위폭(1m)당의 정철근량에 사각의 크기에 따른 계수 K를 곱하여 계산하는 것으로 한다. 그리고 사각이 45°이하인 경우, 사각크기에 따른 계수 K를 1.0을 곱하여 계산한다. 이러한 경우 둔각부 슬래브위 위쪽에 배치되는 철근은 가외철근의 일부로 보아도 좋다. 가외철근의 배치범위는 지간의 1/5되는 지점에 정착길이를 더한 범위로 하는 것이 좋다. 또, 프리텐션부재에서는 받침선 방향으로 PSC 부재를 배치하는 것보다 부모멘트에 대하여 저항할 수 있도록 하는 것이 좋다.

<그림 1.5.4> 받침부 둔각부의 부모멘트에 대한 가외철근 및 배치 범위

여기서, As : 지간 중앙의 경사단위폭(1m)당의 정철근단면적(□)

K□As : 받침부의 둔각부에 배치하는 경사단위폭(1m)당의 철근량

K의 값은 <그림 1.5.5>에서 구한다.(□)

B : 슬래브 전폭(m)

[eqn: phi] : 사각

<그림 1.5.5> K의 계수

(4)에 대하여 : 둔각부 받침 부근에 생기는 지압응력은 받침부의 평균 지압력(전체반력을 전체받침면적으로 나눈 것)보다 크게 된다. 이 지압응력에 대하여 해설 <그림 1.5.6>에 보인 범위의 슬래브 아래쪽에 지름 13mm 이상, 중심간격 20cm 이하가 되게 가외철근을 배치하여야 한다.

<그림 1.5.6> 둔각부 슬래브 아래쪽의 가외 철근

1.6 시공

1.6.1 일반사항

콘크리트는 소요의 강도, 내구성, 수밀성 및 강재를 보호하는 성능 등을 가지며 품질이 균질한 것이어야 한다. 또한 콘크리트는 작업에 적합한 유동성을 가져야 한다.

[해설]

소정의 성능을 갖는 콘크리트 구조물을 만들기 위해서는 이들의 성능 요구조건을 만족시킬 수 있고 적절한 시공을 할 수 있는 콘크리트를 사용해야 한다. 콘크리트 구조물이 소정의 안정성이나 사용성을 갖기 위해서는 사용하는 콘크리트가 구조물의 설계에서 기준으로 한 강도 및 내구성 등을 가져야 한다. 콘크리트에 요구되는 내구성을 고려하는 경우에는 중성화작용이나 동결융해작용과 주변의 환경영향, 알칼리골재반응을 대표할 수 있는 사용재료의 품질에 기인한 콘크리트의 성능저하, 균열발생에 수반한 내구성의 악영향 등의 콘크리트 자신의 내구성 뿐 아니라 사용재료에 함유되어 있는 염화물이나 구조물의 외부로부터 침투되는 염화물에 의해 강재가 부식하는 영향 등도 고려해야 한다.

1.6.2 콘크리트의 강도

(1) 콘크리트의 강도는 일반적으로 재령 28일에서의 시험값을 기준으로 한다.

(2) 콘크리트의 압축강도 시험, 인장강도 시험 및 휨강도 시험은 각각KS F 2405, KS F 2423 및 KS F 2408에 준하며, 또한 공시체의 제작방법에 대해서는 KS F 2403에 따른다.

[해설]

(1)에 대하여 : 콘크리트가 적당하게 양생되어 있는 경우, 콘크리트의 강도는 재령이 지남에 따라 강도발현이 되지만, 일반적인 구조물에서는 콘크리트의 강도가 표준양생을 한 공시체의 재령 28일의 강도를 훨씬 넘을 수 있는 콘크리트의 양생을 기대할 수 없는 경우가 많다. 이런 점을 고려해서 일반적인 구조물에 쓰이는 콘크리트의 강도는 표준양생을 한 콘크리트 공시체의 재령 28일에서의 강도를 표준으로 한다. 비교적 일찍 사용되는 구조물의 경우에는, 하중의 성질, 구조물의 부재 치수, 양생방법 등을 고려하여 28일보다 빠른 시기 즉, 7일 또는 14일에서의 공시체의 강도를 기준으로 할 수도 있다. 또 장기강도의 증진이 큰 콘크리트를 쓰고 더욱이 하중이 작용할 때까지의 양생기간이 긴 경우에는, 28일보다 긴 재령에서의 공시체의 강도를 표준으로 해도 좋다.

(2)에 대하여 : 콘크리트의 압축강도는 콘크리트의 배합, 양생방법, 재령 등에 따라 다를 뿐만 아니라, 그 시험치는 공시체의 형상, 치수, 재하방법 등에 따라서 다르다. 따라서 압축강도, 인장강도 및 휨강도는 KS에 정해진 표준시험방법에 따라 정한다. 시험에 쓰이는 공시체의 제작방법 및 콘크리트의 강도시험은 KS에 정해진 방법에 따라 엄밀히 실시하는 것은 시험오차를 작게 하기 위해서도 대단히 중요하다.

1.6.3 콘크리트 중의 염화물 함유량의 한도

(1) 콘크리트 중의 염화물 함유량은 콘크리트 중에 함유된 염화물 이온의 총량으로 표시한다.

(2) 콘크리트를 배합할 때 콘크리트 중의 전 염화물이온량은 원칙으로 0.30□/□이하로 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 염화물은 염소를 조직성분으로 하는 화합물의 총칭으로서, 콘크리트용 재료에 함유되어 있는 염화물로서는 염화나트륨, 염화칼륨, 염화칼슘, 염화마그네숨, 기타가 있다. 이들 염화물이 콘크리트중에 어느 한도 이상 존재하면 콘크리트중의 강재의 부식이 촉진되어 구조물이 조기에 열화하는 원인이 된다. 이것이 소위 콘크리트의 염해라 하는 것이며 이 염해의 영향을 최소한으로 억제시키기 위해 콘크리트중의 염화물 함유량에 대한 규제가 필요하다. 그렇지만 강재의 부식에 실제로 관여하는 것은 염화물중의 염화물이온(Cl-)이며, 또 염화물에 함유되어 있는 염화물이온의 비율이 염화물의 종류에 따라 다르다는 것 등을 고려하면 강재의 부식방지의 관점에서는 염화물의 양을 염화물이온량으로 환산해서 표시하고, 콘크리트중의 염화물이온의 총량을 규제하는 것이 합리적이다. 또 개개의 염화물의 양을 구한다는 것은 번잡하지만 염화물이온의 측정은 비교적 간단하게 할 수가 있다. 따라서 이러한 사항을 고려하여 콘크리트중의 염화물 함유량은 콘크리트중에 함유되어 있는 염화물이온의 총량으로 표시한다.

(2)에 대하여 : 이 조항의 규제치는 강재의 부식이 절대로 생기지 않는다는 것을 보증하는 것은 아니고, 연구결과나 문헌결과를 바탕으로 강재의 부식에 의한 구조물의 열화를 용인할 수 있을 정도 이하로 억제하는 실현 가능한 값으로 보고 정한 것이다. 즉 염화물이온량 0.30□/□의 값은 콘크리트용 잔골재로서 공급되고 있는 바다모래의 염화물 함유량의 실태도 고려해서, 각 재료로부터의 염화물이온 공급량을 이 값 이하로 억제하는 것이 가능하다는 것을 확인한 후에, 강재부식의 정도를 염화물이 은량이 극히 적은 경우와 거의 같은 정도로 억제 가능한 상한 값으로 선정한 값이다. 따라서, 프리텐션방식의 프리스트레스트콘크리트, 염해나 전식의 염려가 잇는 조건 하에서 공급되고, 더욱이 내구성이 특히 요구되는 철근콘크리트나 포스트텐션방식의 프리스트레스트콘크리트 등의 경우에는 콘크리트중의 염화물의 양은 규제치보다 될 수 있는 한 적게 하는 것이 요망된다.

그러나 이와 같은 구조물에 사용하는 콘크리트라 하더라도 염화물이온량이 많아지면 장기재령에서의 강도증진이 작아진다든지 백화가 생기기 쉬운 것 등의 나쁜 영향이 지적되고 있으므로 염화물이온량의 총량을 되도록 적게하는 것이 바람직하다.

1.6.4 콘크리트의 배합

콘크리트의 배합은 소요의 강도, 내구성, 수밀성 및 작업에 적합한 유동성을 갖는 범위내에서 단위수량이 될 수 있는 대로 적게 되도록 해야 한다.

[해설]

작업에 적합한 유동성을 갖는 콘크리트라는 것은 콘크리트 부재의 크기와 형상, 콘크리트의 다지기 방법 등에 따라서 거푸집의 구석구석까지 콘크리트가 충분히 채워지도록 타설하고 다지는 작업이 용이함과 동시에 재료분리가 거의 생기지 않는 콘크리트를 말한다. 콘크리트의 강도, 내구성, 수밀성 등에 가장 큰 관계가 있는 것은 콘크리트의 물-시멘트비 및 단위수량이다. 즉 단위수량과 단위시멘트량에 의하여 콘크리트의 품질이 지배된다. 콘크리트의 중요한 성질 가운데 강도, 수밀성 및 내구성은 주로 콘크리트의 배합, 내화성은 굵은 골재의 성질, 마모에 대한 저항성은 배합, 골재의 성질, 다지기의 방법과 정도, 단위용적중량은 골재의 비중, 건조수축은 단위시멘트량에 의해 좌우된다. 작업에 적합한 범위내에서 단위수량을 적게 하면 소요품질의 콘크리트를 얻는데 필요한 단위시멘트량이 적게 되고 또 콘크리트에 균열이 생길 우려도 적어진다. 그리고 단위수량이 많은 콘크리트를 사용하면 단위시멘트량도 많아져서 비경제적으로 될 뿐 아니라 재료분리가 일어나기 쉬우므로 양질의 콘크리트를 만들기 어렵다. 그래서 소요의 강도, 내구성 및 수밀성을 갖는 콘크리트를 만들기 위해서는 작업에 적합한 유동성을 확보한 범위 내에서 단위수량을 될 수 있는 대로 작게 하는 것이 매우 중요하다.

1.6.5 콘크리트의 배합강도

(1) 콘크리트의 배합강도는 설계기준강도 및 현장 콘크리트의 품질을 고려해서 정해야 한다.

(2) 콘크리트의 배합강도는 일반적으로 현장 콘크리트의 압축강도 시험값이 설계기준강도 이하로 되는 확률이 5% 이하가 되도록 정해야 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 현장 콘크리트의 품질은 골재, 시멘트 등의 품질변동, 계량오차, 비비기 작업등에 따라 공사기간 중 상당히 변동하는 것이 보통이다. 따라서 구조물 임의의 부분에 사용된 콘크리트의 압축강도도 구조물의 설계기준강도보다 적어지지 않도록 현장 콘크리트의 품질변동을 고려하여 콘크리트의 배합강도([eqn: { f}_{ r}])를 설계기준강도([eqn: {f}_{c k} `])보다 충분히 크게 정해야 한다. 설계기준강도에 필요한 콘크리트의 배합강도는 (2)의 조건에 따라 정해야 한다.

(2)에 대하여 : 콘크리트의 압축강도 시험값이 시멘트, 골재, 등의 품질변동, 계량오차, 비비기, 기타 시공조건의 변동, 시험오차 등에 따라 어느 정도 변동하는 것은 피할 수 없으나, 보통 관리상태에 있는 콘크리트의 압축강도 변동은 대략 정규분포를 하고 있다는 것이 경험적으로 인정되어 있다. 따라서, 일반적인 구조물에 쓰이는 콘크리트에 대해서는 시험값이 설계기준강도 이하로 되는 확률이 5%이하로 하는 조건을 제시하였다. 그러나 특별한 경우에는 구조물의 중요도에 따라 별도의 확률값을 정하여 이에 의해 배합강도를 정하면 된다. 현장에서 콘크리트의 압축강도 시험 값이란 현장에서 채취한 3개의 공시체를 표준양생하여 얻은 압축강도의 평균값을 말하는 것이다.

1.6.6 물□시멘트비

물□시멘트비는 소요의 강도와 내구성을 고려하여 정해야 한다. 수밀을 요하는 구조물에서는 콘크리트의 수밀성에 대해서도 고려해야 한다.

1.6.7 단위수량

단위수량은 작업이 가능한 범위내에서 될 수 있는 대로 적게 되도록 시험에 의해 정해야 한다.

[해설]

콘크리트의 슬럼프는 작업에 적합한 범위 내에서 가능한 작은 슬럼프가 좋다. 소요의 슬럼프를 얻는데 필요한 단위수량은 굵은골재의 최대치수, 골재의 입도와 입형, 혼화재료의 종류, 콘크리트의 공기량 등에 따라 다르므로 사용되는 재료에 관해서 시험을 실시하여 정하도록 규정한 것이다.

1.6.8 단위 시멘트량

단위시멘트량은 단위수량과 물□시멘트비로써 결정한다.

[해설]

골재의 품질과 입도가 적당하면 어느 정도까지는 단위시멘트량을 적게 해도 수밀하고 내구적인 콘크리트를 만들 수 있으나, 골재를 충분히 부착시키지 못할 정도로 단위시멘트량을 지나치게 적게 하면 소요의 반죽질기에 대한 시멘트풀이 너무 묽어서 경화한 콘크리트의 공극이 커지므로 강도는 물론 수밀성과 내구성이 큰 콘크리트를 만들 수 없다. 단위시멘트량은 소요의 강도, 내구성, 수밀성 등을 갖는 콘크리트를 얻도록 시험에 의하여 정해야 한다. 이들의 시험을 할 경우, 단위시멘트량과 강도, 수밀성 및 내구성 등과의 관계를 정하기보다는 물-시멘트비와 강도, 수밀성 및 내구성 등과의 관계를 정하는 것이 편리하다. 그래서 시험의 결과로 정한 물-시멘트비와 단위수량으로 단위시멘트량을 정하도록 규정한 것이다.

1.6.9 콘크리트의 슬럼프

(1) 콘크리트의 슬럼프는 운반, 치기, 다짐 등의 작업에 알맞은 범위 내에서 될 수 있는대로 작은 값으로 정해야 한다.

(2) 콘크리트의 슬럼프 시험은 KS F 2402 에 따르며, 철근콘크리트 중공슬래브인 경우 중공관하부에 충분한 작업성을 가질수 있도록 슬럼프는 12∼15cm정도로 하는 것이 좋다.

[해설]

슬럼프가 높은 콘크리트를 사용하면 콘크리트 작업은 쉽지만 블리딩이 많아지므로 굵은골재가 모르터로부터 분리하는 경향이 심해진다. 그러므로 작업에 적합한 범위내에서 가능한 작은 슬럼프의 콘크리트를 사용할 필요가 있다. 그러나 이 조항에서 제시된 슬럼프 값으로도 작업이 쉽지 않을 경우에는 배합을 변경하거나 유동화제의 사용, 기타의 조치를 강구할 필요가 있다. 콘크리트의 운반시간이 길 경우 또는 기온이 높을 경우에는 슬럼프가 크게 저하하므로 운반중의 슬럼프 저하를 고려한 슬럼프 값에 대하여 배합을 정해 두어야 한다.

1.6.10 콘크리트 타설

(1) 콘크리트 타설 전에 철근, 중공관, 거푸집 등이 시공상세도 및 철근 가공조립도에 정해진 대로 배치되었는지 확인해야 한다.

(2) 콘크리트를 타설전에 운반장치, 타설설비 및 거푸집 내부에 청소하여 콘크리트속에 오염된 물이 혼입되는 것을 방지해야 한다. 콘크리트가 닿았을때 흡수할 염려가 있는 곳은 미리 습하게 하여 두어야 한다.

(3) 콘크리트타설 도중 심한 재료분리가 생겼을 때에는 재료분리를 방지할 방법을 강구해야 한다.

(4) 거푸집의 높이가 높을 경우, 재료분리를 방지하기 위하여 상부의 철근 또는 거푸집에 콘크리트가 부착하여 경화하는 것을 방지하기 위해 거푸집에 투입구를 설치하거나, 연직슈트 또는 펌프배관의 배출구를 타설면 가까운 곳까지 내려서 콘크리트를 타설해야 한다. 이 경우 슈트, 펌프배관, 버킷, 호퍼 등의 배출구와 치기면까지의 높이는 1.5m이하를 원칙으로 한다.

(3) 콘크리트타설 도중 표면에 떠올라 고인 블리딩수가 있을 경우에는 적당한 방법으로 이 물을 제거한 후가 아니면 그 위에 콘크리트를 쳐서는 안된다.

[해설]

(1)에 대하여 : 콘크리트를 타설하기 전에 철근, 중공관, 거푸집 등이 시공상세도면 및 철근가공조립도 대로 배치되어 있는가를 확인하여야 하며, 콘크리트 타설과정에서 철근, 중공관, 거푸집 등의 위치가 이동할 가능성이 있는지를 검토하여 확인한 후 콘크리트를 타설하여야 한다.

1.6.11 콘크리트의 다짐

(1) 콘크리트 다지기에는 내부진동기의 사용을 원칙으로 하며, 내부진동기의 사용이 곤란한 장소에서는 거푸집진동기를 사용해도 좋다. 사용하는 진동기는 공사에 적합한 것이어야 한다.

(2) 콘크리트는 친 직후 바로 충분히 다져서 콘크리트가 철근의 주위와 거푸집의 구석구석까지 잘 채워지도록 해야 한다.

(3) 진동다짐을 할 때에는 아래층의 콘크리트 속에 10cm 정도 찔러넣어야 한다.

(4) 내부진동기의 찔러넣는 간격 및 한 장소에서의 진동시간 등은 콘크리트를 충분히 잘 다질 수 있도록 정해야 한다. 또 진동기는 콘크리트로부터 천천히 빼내어 구멍이 남지 않도록 해야 한다.

(5) 재진동을 할 경우에는 콘크리트에 나쁜 영향이 생기지 않도록 적절한 시기에 실시해야 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 콘크리트의 다지기, 특히 된반죽콘크리트의 다지기에는 내부 진동기가 유효하므로 내부진동기를 사용함을 원칙으로 한다.

(2)에 대하여 : 콘크리트의 배합과 유동성등은 부재의 형상, 치수, 배근에 맞추어 결정하므로 철근이 촘촘히 배근된 곳 등 콘크리트가 잘 채워지지 않는 곳에서는 콘크리트의 유동성이 저하되기 전에 다지기를 할 필요가 있다.

(3)에 대하여 : 상하층이 일체가 되도록 하기 위하여 규정하였다.

(4)에 대하여 : 친 콘크리트에 균일한 진동을 주기 위하여, 진동기의 찔러넣는 간격 및 한 장소당 시간을 규정하며, 미리 작업원에게 철저하게 주지시킬 필요가 있다. 진동기를 사용할 때의 중요한 사항은 다음과 같다.

(가) 내부진동기는 될 수 있는 대로 연직으로 일정한 간격으로 찔러 넣는다. 그 간격은 진동이 유효하다고 인정되는 범위의 지름으로서 일반적으로 50cm이하로 한다.

(나) 진동다지기는 충분히 해야 한다. 진동다지기가 충분하다는 증거의 하나는 콘크리트와 거푸집판과의 접촉면에 시멘트풀의 선이 나타나는 것이다. 또 콘크리트의 용적이 감소되어 가는 것을 알아 볼수 없게 되고, 모르터 또는 물의 빛이 표면에 나타나서 콘크리트 전체가 균일하게 된 것 같이 보이는 것이며, 진동기를 뺄 때 천천히 빼는 것은 상당히 어려운 일이지만, 나중에 구멍이 남지 않도록 하기 위해서는 매우 중요하다.

(다) 내부진동기는 콘크리트를 횡방향으로 이동시키는데 사용해서는 안된다. 이는 콘크리트의 재료분리의 원인이 되기 때문이다.

(라) 진동에 의하여 거푸집판에 작용하는 콘크리트의 압력은 증가하므로 거푸집은 봉다지기의 경우보다 상당히 견고하고 또 거푸집판의 이음으로부터 모르터가 새지 않도록 주위해서 제작해야 한다.

(마) 진동기의 형식, 크기, 숫자는 한 번에 다질 수 있는 콘크리트의 전 용적을 충분히 진동다지기를 하는데 적당한 것이어야 한다. 따라서, 진동기 형식, 크기 및 숫자는 부재단면의 두께와 면적, 한번에 운반되어 오는 콘크리트의 양, 한시간 동안의 횟수, 굵은 골재의 최대치수, 배합 특히 잔골재율, 콘크리트의 반죽질기 등에 적합한 것을 선정해야 한다. 1대의 내부 진동기로서 다지는 콘크리트 용적은 현장의 사정에 의해서 다르나, 일반적으로 소형은 1시간에 4∼8m3, 2명이 취급하는 대형은 1시간에 30m3 정도이다. 그리고 콘크리트 치기 현장에는 예비진동기를 갖추어 놓고 적당한 시간에 교체하고 정비해서 사용해야 한다.

(바) 콘크리트를 친 후 즉시 거푸집의 외측을 가볍게 두드리는 것은 콘크리트를 거푸집 구석구석까지 잘 채워지도록 하여 평평한 표면을 만드는데 유효한 방법이다. 그러나 너무 강하게 두드리거나 오랫동안 두드리면 콘크리트 표면에 모래의 선이나 기포가 생기기 쉽고, 또 굳기 시작한 콘크리트에 해를 줄 염려가 있으므로 주의해야 한다.

(5)에 대하여 : 재진동은 콘크리트를 한차례 다지기 한 후 적절한 시기에 다시 진동을 가하는 것으로서, 재진동을 할 경우, 그 시기를 적절히 정해둘 필요가 있다. 재진동을 적절한 시기에 실시함으로서 콘크리트는 다시 유동화되어 콘크리트중에 형성된 공극과 수극이 줄어들고, 콘크리트 강도 및 철근과의 부착강도가 증가되며, 침하균열의 방지 등에 효과가 있다. 재진동을 실시할 적절한 시기는 재진동에 의해 콘크리트가 유동화 될 수 있는 범위에서 될 수 있는 대로 늦은 시기가 좋지만 너무 늦어지면 콘크리트 중에 균열이 남는 등의 문제가 생길 염려가 있다.

1.6.12 콘크리트의 양생

콘크리트는 친 후 경화에 필요한 온도와 습도조건을 유지하며, 유해한 작용의 영향을 받지 않도록 충분히 양생하여야 한다.

[해설]

타설이 끝난 콘크리트가 시멘트의 수화작용에 의해 충분한 강도를 발현하여 균열이 생기지 않도록 하기 위해서는 타설이 끝난 후 일정한 기간동안 콘크리트를 적당한 온도하에서 충분한 습윤상태로 유지해야 하며, 유해한 작용의 영향을 받지 않도록 해야 할 필요가 있다. 이러한 목적 때문에 습윤양생, 온도제어양생 및 유해한 작용에 대한 보호를 해야 한다. 이러한 양생은 목적별로 구분되며, 양생방법에 따라 서로 관련이 있고 여러가지의 목적에도 알맞은 경우가 있다. 구체적인 방법이나 필요한 일수는 각각 해당하는 조항에 따라 구조물의 종류, 시공조건, 입지조건, 환경조건 등 각각의 상황에 따라 정하는 것이 좋다.

1.6.13 중공관의 재질 및 강도

콘크리트 타설시의 압력, 중공관의 부력, 부상방지공 등의 영향으로 중공관이 변형되지 않도록 스파이럴 아연도강관, 아연도강관 및 PE관 등 소요 강도를 유지할 수 있는 재질의 중공관을 사용해야 한다.

[해설]

중공슬래브의 시공시 부력의 영향과 작업하중등에 의한 하중에 충분히 지지할 수 있는 재료의 중공관을 사용해야 한다. 중공슬래브의 중공형상(Void Type)은 여러 형상으로 제작할 수 있으나, 일반적으로 원형중공단면과 사각형중공단면등으로 설계하여 시공할 수 있다. 원형중공단면인 경우, 중공관의 재질은 강관을 주로 사용하고 있다. 원형강관의 두께는 냉간압연이면 0.25∼3.2mm, 열연압연이면 1.6∼6.0mm의 범위를 주로 사용한다.

중공관의 강도는 표 <1.6.1>에 규정된 소요강도 이상을 만족해야 하며, 연신율은 크게 중요하지는 않지만, 요구시에는 <표 1.6.1>과 같은 최소한의 연신율을 확보해야 한다.

<표 1.6.1> 중공관의 재질 및 강도

종 류	항복강도, [eqn: kgf/mm^2]	인장강도, [eqn: kgf/mm^2]	연신율, % *
냉간압연강관	21.0	28.0	15.0
열연압연강관
주) * 요구시, 최소한의 연신율

공사기간 동안, 습기 및 우수 등과 같은 외부환경에 노출될 경우에는 강판과 강관이 부식될 우려가 있으므로 보관에 주의해야 한다. 그러나 강판과 강관에 아연도금을 하여 사용하면 부식이 우려되는 외부환경에서도 부식저항성이 상당히 높으므로 아연도금이 된 중공관을 사용하는 것이 유리하다. 콘크리트와 중공관 사이의 접착력을 증가하기 위해서 스파이럴 형식으로 표면에 골을 만들어 사용하는 것이 유리하며, 또한 동일한 단면크기와 단면두께를 가진 중공관이더라도 표면에 골을 형성하면 외부 집중하중에 의한 압축력에 대한 저항력을 향상시킬 수 있어 유리하다.

사각중공단면인 경우에는 합판을 거푸집으로 제작하여 사용할 수 있으며, 이때 합판 거푸집은 중공관의 부력, 콘크리트의 타설, 콘크리트의 측압 등에 의한 외부하중에 충분히 견딜 수 있도록 목재 등으로 보강해야 한다.  그러나, 중공슬래브에 사용될 중공관이 외부하중을 충분히 지지할 수 있고 품질이 확보된다면 본 지침에 명시되지 않은 재질을 사용해도 문제가 없을 것이다.

1.6.14 중공관의 부상방지

(1) 콘크리트 타설시 중공관이 부상하지 않도록 하여야 한다. 중공관의 부상방지를 위해서 중공관에 작용하는 부력을 산정하여 부력에 저항할 수 있도록 강선이나 와이어 등으로 충분히 지지해야 한다.

(2) 중공관에 작용하는 부력을 최소화하기 위하여 콘크리트를 2단 타설할 수 있다. 콘크리트 타설시의 환경조건에 따라 콘크리트 1차 타설후 2∼6시간 경과된 시점에서 2차 타설을 하여 부력을 감소시킬 수 있다. 그러나 이때에는 신구콘크리트 접합면에 시공이음부가 발생하지 않도록 콘크리트 타설 시간조절에 주의하여야 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 시공 중 콘크리트 타설시의 부력으로 중공관이 부상하는 경우가 생기면 여러 문제를 발생시켜 결국 중공슬래브교의 성능을 저하시킬 수 있다. 중공관이 부상하게 되면 설계시에 적용했던 슬래브의 두께가 최소 두께보다 얇아져서 사용중 차륜하중에 의해서 균열이 발생할 수도 있다. 중공관을 지지하기 위해서 설치된 지지대는 충분한 강성 및 강도를 가져야 한다. 지지대의 충분한 강성 및 강도가 확보되지 않으면 중공관 결속시 중공관 하부의 두께가 최소 두께보다 얇아지는 경우도 생길 수 있다.

중공관에 작용하고 있는 부력[eqn: (`F_B``)``]을 계산할 때 정밀 계산법의 대용으로 중공관의 부피[eqn: (`V_B``)``]에 콘크리트의 단위비중[eqn: (` gamma _c``)``]을 곱하여 계산할 수 있다.

(2)에 대하여 : 중공관 높이의 1/2∼2/3 위치를 기준으로 2단으로 나누어 콘크리트를 타설하면, 콘크리트가 어느 정도 경화되어 중공관의 부력을 구속함으로써 중공관의 부력을 최소화 할 수 있다. 단, 신구콘크리트 접합면에 시공이음부가 발생하지 않도록 콘크리트 타설 시간조절에 주의하여야 한다.

1.6.15 중공관의 결속

(1) 부상방지를 위해 와이어나 철선 등의 결속선으로 중공관을 고정할 때 중공관이 처짐 또는 변형이 발생하지 않도록 지지해야 하며, 부력을 계산하여 결속선의 설치개소를 결정한다. 결속선의 간격은 중공슬래브의 종방향으로 중공관 지름의 2배를 초과할 수 없으며, 거푸집 하면에 충분히 결속하여 부력에 의한 중공관의 부상을 방지해야 한다. 중공관의 결속시에는 결속선의 풀림이나 결속선의 손상이 발생하지 않도록 해야 한다.

(2) 중공관의 부상방지를 위한 목적으로 중공관을 하부 인장주철근에 고정해서는 안되며, 반드시 합판과 목재 및 기타재료로 구성된 거푸집이나 동바리에 고정해야 한다.

[해설]

(1)에 대하여 : 중공관을 결속시킬 때 와이어 및 철선 등으로 무리하게 결속하는 경우, 중공관 자체에 처짐이나 변형이 발생할 수 있으므로 이러한 변형이 발생하지 않도록 주의해야 한다. 중공관을 고정할 수 있는 결속선은  중공관의 부력을 충분히 지지할 수 있는 재료를 사용해야 한다. 결속선의 설치개소는 부력을 계산하여 결정한다. 중공관을 와이어 및 철선 등을 사용하여 결속할 때 중공슬래브의 종방향으로 중공관 지름의 2배 이하의 간격으로 고정하며, 거푸집 하면에 충분히 결속하여 중공관의 부상을 방지해야 한다. 중공관을 정위치에 고정하기 위해서는 받침 철근 등으로 지지하여 과도한 중공관의 처짐을 방지하는 것이 바람직하다.

(2)에 대하여 : 중공관 부상방지용도의 결속선을 편의상 하부 인장주철근에 결속하면 중공관의 부력이 철근의 무게보다 크게 작용하므로 중공관의 부상을 방지하기 어렵다. 따라서, 중공관의 부상방지를 위해서는 거푸집이나 동바리에 고정해야 한다. 이때 <그림 1.6.1>의 (a)와 같이 결속선이 하부 거푸집합판에서 직접 꺾이도록 고정해서는 안되며, 반드시 <그림 1.6.1>의 (b)와 같이 거푸집 하면에 목재와 기타재료 등으로 보강한 후 결속하여 하부거푸집의 손상에 따른 중공관의 부상을 방지해야 한다.

(a)

(b)

<그림 1.6.1> 부상방지를 위한 중공관 고정

1.7 탄소섬유쉬트 보강공법

1.7.1 일반사항

(1) 이 지침은 탄소섬유쉬트보강에 관한 것으로 중공슬래브교의 설계 및 시공에 적용한다.

(2) 이 지침의 적용은 탄소섬유쉬트에 의해 보강되어지는 중공슬래브교량에만 국한한다.

1.7.2 공법 개요

탄소섬유쉬트 보강공법은 중공슬래브교의 내력 및 내구성 향상을 위하여 콘크리트 구체에 탄소섬유쉬트를 에폭시수지로 함침, 적층하여 일체화하는 공법이다.

【해설】

탄소섬유쉬트 보강공법은 다음의 특징을 갖는다.

① 탄소섬유쉬트의 탄성계수는 강재와 거의 같으나 인장강도는 강재보다 약 8∼10배가 크기 때문에 구조물에 균열이 발생했을 때 균열의 진행을 억제하며, 인장강도가 높아 구조물에 대한 보강효과가 크다.

② 탄소섬유쉬트는 비중이 강재의 1/4로 가볍고, 콘크리트 표면에 1mm 정도의 두께로 부착시키므로 보강 후 구조체에 대한 중량 및 단면 증가가 극히 적어서, 구조물의 사하중과 건축한계 등에 미치는 영향이 적다.

③ 탄소섬유쉬트는 물이나 염분 등에 의하여 전혀 부식되지 않으므로 콘크리트 구조물의 중성화를 방지할 수 있으며, 쉬트형태이기 때문에 복잡한 구조물에 대해서도 시공성이 뛰어나고 경제적이다.

1.7.3 보수·보강의 목적

(1) 중공슬래브교 바닥판의 균열 진행을 억제한다.

(2) 중공슬래브교 바닥판의 콘크리트 균열에 의한 박락을 억제한다.

(3) 중공슬래브교 바닥판의 내하력 향상 및 성능개선을 꾀한다.

【해설】

중공슬래브교 바닥판 하면에 부착하는 탄소섬유쉬트는 휨 모멘트에 의해 발생하는 바닥판의 인장력을 부담하기 때문에 균열과 균열진전에 의한 콘크리트의 박락을 억제한다.

1.7.4 사용재료

탄소섬유쉬트 보강재료는 설계시공의 합리화, 효율화, 내하력 증진 및 사용성을 향상시킬 수 있는 재료로서, 기본적인 물성과 장기 물성을 검증하기 위한 인증시험에 의해 그 적합성이 검증된 재료이어야 한다.

【해설】

부착성능을 높이기 위한 프라이머와 접착제인 에폭시의 물성은 다음 표와 같다.

<표 1.7.1> 프라이머 수지의 종류와 특징

항목	표준용	여름용	겨울용
적용온도(℃)	15∼25	25∼35	5∼15
가사시간,(분) @30℃ @20℃ @10℃	40	40 120	20
건조시간,(시간)@20℃	10	12	7
주제 : 경화제(중량비) 점도(cps) @20℃	2 : 1 2,000	2 : 1 2,000	2 : 1 1,300

<표1.7.2> 에폭시 수지의 종류와 특징

항목	표준용	여름용	겨울용
적용온도(℃)	15∼25	25∼35	5∼15
가사시간,(분) @30℃ @20℃ @10℃	40	40 110	20 50
경화시간,(시간)@30℃ @20℃ @10℃	10	7 12	7 12
양생시간,(일) @30℃ @20℃ @10℃	7	7 10	5 14
주제 : 경화제(중량비) 점도(cps) @20℃	2 : 1 2,000	2 : 1 2,000	2 : 1 1,300

1.7.5 탄소섬유쉬트 보강공법 설계

(1) 일반사항

① 탄소섬유쉬트의 접착방향은 중공슬래브교의 바닥판에 발생하는 주인장응력 방향으로 한다.

② 보강효과를 얻기 위해서는 탄소섬유쉬트와의 접착성능을 확보해야 한다.

③ 설계단면력, 바닥판의 손상상태, 피로 내구성을 고려하여 탄소섬유쉬트의 종류, 보강량을 결정한다.

(2) 보강량

① 중공슬래브교의 보강량 산정시 중공단면은 T형 단면으로 대체하여도 좋다.

② 보강량 산정은 강도설계법으로 한다.

(3) 겹이음길이

① 탄소섬유쉬트의 겹이음은 섬유방향으로의 겹이음일 경우, 섬유간의 겹이

음으로 한다. 단, 섬유직각방향으로는 겹이음을 두지 않아도 좋다.

② 탄소섬유쉬트의 최소겹이음길이는 10cm로 한다.

③ 겹이음은 탄소섬유쉬트에 최대인장응력이 작용하는 위치는 피하도록 한다.

④ 다층 적층하는 경우는 겹이음강도가 저하되지 않는 구조로 겹이음을 해야 한다.

(4) 보강길이

① 시공관리나 안전율을 고려하여 지점부까지 보강길이를 연장하는 것이 바람직하다.

(5) 보강위치

① 탄소섬유쉬트의 부착은 중공관이 매설된 위치는  피하여 시공하는 것이 좋다.

【해설】

(1)에 대하여  일반적으로 탄소섬유쉬트의 인장강도 및 탄성계수는 섬유방향의 특성을 의미한다. 탄소섬유의 접착방향은 보강재가 인장력을 부담할 수 있도록 중공슬래브교의 상판에 작용하는 주인장 방향과 일치시키도록 한다.

탄소섬유가 갖는 인장강도 및 탄성률을 발휘하여 소정의 보강효과를 얻기  위해서는 기설 부재와의 접착성능이 확보되어야 한다. 일반적으로 접착제는 높은 접착강도를 갖고 있으나 콘크리트 접착면의 하지처리가 불충분한 경우, 또는  콘크리트의 모재강도가 낮은 경우에는 충분한 접착강도가 나타나지 않는다. 따라서 탄소섬유쉬트를 접착할 경우에는 구체 콘크리트의 상태에 따라 충분한 접착강도가 확보될 수 있도록 균열의 보수 및 하지처리 방법과 사용재료의 검토 작업이 필요하다.

(2)에 대하여  중공슬래브 시험체의 보강 설계는 중공슬래브 시험체의 설계와 마찬가지로 중공관이 삽입된 단면을 T형 단면으로 대체하여 설계하도록 하였으며, 설계 방법으로는 강도 설계법을 사용한다. 단, 탄소섬유쉬트의 항복강도는 인장강도의 70%로 한다.

1) 보강 여부 판별

구조물의 휨 강도와 외력에 의한 휨모멘트를 검토하여 보강 여부를 판단한다.

2) 탄소섬유쉬트의 최대 보강량 및 최대 두께(매수) 산정

도로교 설계 기준에서는 철근 콘크리트 구조물의 연성파괴를 확보하기 위해 구조물을 설계할 때, 사용가능한 인장철근의 철근비를 평형철근비의 75%인 최대 철근비 이하로 설계하도록 규정하고 있다.

일반적으로 보강재 부착공법으로 구조물을 보강할 때에는 보강재와 콘크리트간의 완전부착을 전제로 하며, 콘크리트에 매설된 철근과 동일한 개념으로 취급하므로, 연성파괴 유도를 위해서는 최대보강량을 일정한도 이내로 제한해야 한다.

따라서, 최대 보강량에 대한 제한 역시 철근 콘크리트 구조물의 최대 철근량에 대한 제한과 동일한 개념으로, 파괴시 인장철근과 탄소섬유쉬트가 모두 항복한 후 압축측 콘크리트의 변형율이 극한 변형율에 도달되도록 설계하여야 한다. 이를 위해서는 일반 철근콘크리트 구조물의 설계에서 제시된 평형철근비와 유사한 보강 구조물의 평형보강비가 먼저 결정되어야 한다. 여기서 평형보강비는 탄소섬유쉬트와 철근이 모두 항복할 때 콘크리트의 변형도가 극한 변형율에 도달하게 되는 콘크리트의 유효 단면적에 대한 탄소섬유쉬트의 면적비로 정의될 수 있다.

□ 탄소섬유쉬트 보강된 구조물의 항복 순서 판별

탄소섬유쉬트 부착 공법으로 보강된 구조물은 항복 순서에 따라 탄소섬유쉬트가 먼저 항복하는 경우와 인장철근이 먼저 항복하는 경우, 두 가지로 구분되며, 이와 같은 항복 순서에 따라 평형보강비가 달라지게 된다. 따라서 평형보강비의 산정에 앞서, 먼저 탄소섬유쉬트와 인장철근의 항복 순서에 대한 검토가 반드시 필요하다.

탄소섬유쉬트 보강된 구조물의 항복순서는 다음과 같은 판별식을 <표 1.7.3>에 제시된 기준에 근거하여 비교함으로써 판별이 가능하다.

[eqn: {h_{cfs} } over {d} ``=`` R_ys ~]	(1.7.1)

여기서,  [eqn: R_{ys} ``=`` {0.003 `+` epsilon _{cfs,y} } over {0.003 `+` epsilon _{y} } ~]

[eqn: h_{cfs} ``]는 보강 부재의 높이

[eqn: epsilon _{cfs,y} ``]는 탄소섬유쉬트의 항복 변형율

표 1.7.3 인장철근과 탄소섬유쉬트의 항복 순서 판별 기준

판별식	항복 순서
[eqn: {h_{cfs} } over {d} ``=`` R_{ys} ~]	인장철근과 탄소섬유쉬트가 동시에 항복
[eqn: {h_{cfs} } over {d} ~<~ R_{ys} ~]	인장철근이 먼저 항복
[eqn: {h_{cfs} } over {d} ~>~ R_{ys} ~]	탄소섬유쉬트가 먼저 항복

□ 압축철근 항복 여부 판별

일반적으로 연성파괴를 확보하기 위하여 철근량으로 환산한 탄소섬유쉬트의 최대 보강량과 인장철근량의 합은 평형철근비에 의한 최대철근량을 초과할 수 없다. 따라서 최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근의 항복 여부는 다음과 같이 보강전 구조물의 평형철근비와 압축철근의 항복을 위한 최소철근비를 비교함으로써 판별 가능하다.

□ 복철근 T형보의 평형철근비

[eqn: bar p_b ``=`` {b_w} over {b} ``LEFT ( p_b ``+`` p_f `RIGHT ) ``+`` p prime ~]	(1.7.2)

여기서, [eqn: p_b ``]는 단철근 직사각형보의 평형철근비

□ 복철근 T형보의 압축철근 항복을 위한 최소철근비

[eqn: bar p_{min} &=`` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 `` {f_ck } over {f_y } `` {d `` prime } over {d} `` {0.003} over {0.003 `-` epsilon_y } ``+`` p_f `RIGHT ) ``+`` p prime ~]	(1.7.3)

최대 보강량으로 보강된 중공슬래브에 대한 압축철근의 항복 여부는 <표 1.7.4>에 제시된 바와 같이 식 (1.7.2)와 식 (1.7.3)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

표 1.7.4 압축철근의 항복 여부 판별 기준

판별결과	압축철근 항복 여부
[eqn: bar p_{min} ~>~ bar p_b ~]	최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근 항복하지 않음
[eqn: bar p_{min} ~<=~ bar p_b ~]	최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근 항복

□ 탄소섬유쉬트 보강된 구조물의 평형보강비 산정

탄소섬유쉬트가 먼저 항복하는 경우의 평형보강비는 다음과 같이 정의된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: bar p_{cfs,b} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{cfs,y} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_s prime } over {f_{cfs,y} } `-` p ` {f_y } over {f_{cfs,y} } ~]

(1.7.4)

여기서, 압축철근의 응력 [eqn: f_s prime ``] 는 다음과 같이 산정할 수 있다.

[eqn: f_s prime ``=`` E_s `` epsilon_s prime ``=`` E_s ``epsilon_c `` {c `-` d`` prime } over {c} ~]	(1.7.5)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: bar p_{cfs,b} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{cfs,y} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `-` p ` {f_y } over {f_{cfs,y} } ~]

(1.7.6)

인장철근이 먼저 항복하는 경우의 평형보강비는 다음과 같이 정의된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: bar p_{cfs,b} `=` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{cfs,y} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } ` {h_{cfs} } over {d} `+` p_f `` {f_y } over {f_{cfs,y} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_s prime } over {f_{cfs,y} } `-` p ` {f_y } over {f_{cfs,y} } ~]

(1.7.7)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: bar p_{cfs,b} `=` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{cfs,y} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } ` {h_{cfs} } over {d} `+` p_f `` {f_y } over {f_{cfs,y} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `-` p ` {f_y } over {f_{cfs,y} } ~]

(1.7.8)

□ 탄소섬유쉬트의 최대 보강량 및 최대 두께(매수) 산정

평형보강비로부터 구조물의 연성파괴를 확보를 위한 최대 보강량과 최대 두께(매수)를 산정한다.

3) 탄소섬유쉬트의 소요 보강량 및 소요 두께(매수) 산정

□ 탄소섬유쉬트 보강된 구조물의 압축철근 항복 여부 판별

□ 구조물의 보강비

[eqn: bar p_cfs ``=`` {A_cfs } over {b``d} ~]	(1.7.9)

□ 탄소섬유쉬트 보강된 복철근 T형보의 압축철근 항복을 위한 최소보강비

[eqn: bar p_{cfs,min} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{cfs,y} } ` {d prime} over {d} ` {0.003} over {0.003 `-` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{cfs,y} } `-` p ` {f_y } over {f_{cfs,y} } ~]

(1.7.10)

임의의 보강량으로 보강된 중공슬래브에 대한 압축철근의 항복 여부는 <표 1.7.5>에 제시된 바와 같이 식 (1.7.9)와 식 (1.7.10)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

표 1.7.5 탄소섬유쉬트 보강된 구조물의 압축철근 항복 여부 판별 기준

판별결과	압축철근 항복 여부
[eqn: bar p_{cfs,min} ~>~ bar p_cfs ~]	압축철근 항복하지 않음
[eqn: bar p_{cfs,min} ~<=~ bar p_cfs ~]	압축철근 항복

□ 해석 방법의 결정

탄소섬유쉬트로 보강된 중공슬래브교의 단면을 T형 대체 단면의 플랜지 폭을 폭으로 하는 보강된 복철근 직사각형 단면으로 간주하는 경우, 등가 응력 사각형 블록의 깊이를 평형방정식으로부터 다음과 같이 결정한다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: a ``=`` { A_s `` f_y `-` A_s prime ``f_s prime ``+`` A_cfs ``f_{cfs,y} } over {0.85 ``f_ck ``b } ~]	(1.7.11)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: a ``=`` { A_s `` f_y `-` A_s prime ``f_y ``+`` A_cfs ``f_{cfs,y} } over {0.85 ``f_ck ``b } ~]	(1.7.12)

해석 방법은 <표 1.7.6>에 제시된 바와 같이 식 (1.7.11) 또는 식 (1.7.12)에 의해 산정된 복철근 직사각형보의 등가 응력 사각형 블록의 깊이를 플랜지의 두께와 비교함으로써 결정할 수 있다.

표 1.7.6 해석 방법의 선정 방법

판별결과	해석 방법
[eqn: a~<=~t ~]	대체 단면을 복철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석
[eqn: a~>~t ~]	대체 단면을 복철근 T형 단면으로 간주하고 해석

□ 탄소섬유쉬트의 소요 보강량 산정 및 소요 두께(매수) 산정

해석방법의 판별 결과, 탄소섬유쉬트로 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 복철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 보강된 복철근 직사각형보의 공칭 강도는 압축철근의 항복 여부에 따라 다음과 같이 결정된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ~]	(1.7.13)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_s prime `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` LEFT ( A_s ````f_y `-` A_s prime ``f_s prime `RIGHT ) `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` A_cfs ``f_{cfs,y} `` LEFT ( h_{cfs} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ~]	(1.7.14)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_y `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` LEFT ( A_s `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` A_cfs ``f_{cfs,y} `` LEFT ( h_{cfs} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

일반적으로 탄소섬유쉬트 보강 설계시, 보강된 구조물의 휨 강도 Mn은 외력에 의해 작용하는 휨모멘트 Mu에 대해 다음과 같은 조건을 만족하여야 한다.

[eqn: M_u ~<=~ PHI `` M_n ``]

따라서 탄소섬유쉬트의 소요 보강량은 다음과 같이 결정할 수 있다.

[eqn: A_cfs ~>=~ { {M_u } over {PHI} `-` LEFT ( M_n1 `+` M_n2 `RIGHT ) } over {f_{cfs,y} `` LEFT ( h_cfs `-` {a} over {2} `RIGHT ) } ~]	(1.7.15)

또한 해석방법의 판별 결과, 탄소섬유쉬트로 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 복철근 T형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 등가응력 사각형 블록의 깊이는 다음과 같다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: a ``=`` { LEFT ( A_s `-` A_sf `RIGHT ) ``f_y `-` A_s prime ``f_s prime ``+`` A_cfs ``f_{cfs,y} } over {0.85 ``f_ck ``b_w } ~]	(1.7.16)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: a ``=`` { LEFT ( A_s `-` A_sf `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y ``+`` A_cfs ``f_{cfs,y} } over {0.85 ``f_ck ``b_w } ~]	(1.7.17)

따라서 탄소섬유쉬트 보강된 복철근 T형보의 공칭강도는 압축철근의 항복 여부에 따라 다음과 같이 결정된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ``+`` M_n4 ~]	(1.7.18)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_s prime `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` A_sf ``f_y `` LEFT ( d `-` {t} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 `=` LEFT [ LEFT ( A_s - A_sf `RIGHT ) ``f_y `-` A_s prime ` f_s prime `RIGHT ] `LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n4 ``=`` A_cfs ``f_{cfs,y} ``LEFT ( h_{cfs} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ``+`` M_n4 ~]	(1.7.19)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_y `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` A_sf ``f_y `` LEFT ( d `-` {t} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` LEFT ( A_s `-` A_sf `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n4 ``=`` A_cfs ``f_{cfs,y} ``LEFT ( h_{cfs} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

일반적으로 탄소섬유쉬트 보강 설계시, 보강된 구조물의 휨 강도 Mn은 외력에 의해 작용하는 휨모멘트 Mu와 다음과 같은 조건을 만족하여야 한다.

[eqn: M_u ~<=~ PHI `` M_n ``]

따라서 탄소섬유쉬트의 소요 보강량은 다음과 같이 결정할 수 있다.

[eqn: A_cfs ~>=~ { {M_u } over {PHI} `-` LEFT ( M_n1 `+` M_n2 `+` M_n3 `RIGHT ) } over {f_{cfs,y} `` LEFT ( h_cfs `-` {a} over {2} `RIGHT ) } ~]	(1.7.20)

4) 탄소섬유쉬트의 보강량 및 두께(매수)의 최종 결정

구조물의 연성파괴를 확보하기 위해 제한된 최대 보강량과 목표 휨 강도를 확보하기 위해 요구되어지는 보강량을 모두 만족하는 수준에서 보강량과 탄소섬유쉬트의 두께를 결정한다.

5) 휨 검토

□ 압축철근의 항복 여부 판별

보강 설계를 통해 결정된 보강량에 대한 구조물의 압축철근 항복 여부를 판별하기 위해, <표 1.7.5>에 제시된 판별 기준에 따라 식 (1.7.9)와 식 (1.7.10)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

□ 해석 방법의 결정

보강 설계를 통해 결정된 보강량에 대한 구조물의 휨 성능을 검토하기에 앞서, 먼저 해석 방법이 결정되어야 한다. 이때 보강된 구조물의 등가 응력 사각형 블록의 깊이 [eqn: a ``]는 압축철근의 항복 여부에 따라 식 (1.7.11) 또는 식 (1.7.12)에 의해 결정되며, 그 결과에 따른 해석 방법의 결정은 <표 1.7.6>에 나타난 바와 같다.

□ 휨 강도 산정

□ 중공슬래브교 단면을 복철근 직사각형 단면으로 해석하는 경우

해석방법의 판별 결과, 탄소섬유쉬트 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 단철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 압축철근의 항복 여부에 따라 보강된 중공슬래브교의 등가 응력 사각형 깊이는 식 (1.7.11) 또는 식 (1.7.12)에 의해, 공칭 강도는 식 (1.7.13) 또는 식 (1.7.14)를 이용하여 결정할 수 있다.

□ 중공슬래브교 단면을 복철근 T형 단면으로 해석하는 경우

해석방법의 판별 결과, 탄소섬유쉬트 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 단철근 T형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 압축철근의 항복 여부에 따라 보강된 중공슬래브교의 등가 응력 사각형 깊이는 식 (1.7.16) 또는 식 (1.7.17)에 의해, 공칭 강도는 식 (1.7.18) 또는 식 (1.7.19)를 이용하여 결정할 수 있다.

6) 전단 검토

중공슬래브 시험체의 T형 대체 단면에서, 콘크리트가 부담하는 전단강도는 다음과 같다.

[eqn: V_c ``=`` 0.53~ SQRT { f_ck``} ``b_w ``d ~]

또한 철근이 부담하는 전단강도는 다음과 같다.

[eqn: V_s ``=`` { A_v ~f_y ~d } over { s } ~]

따라서 중공슬래브 시험체가 전단에 대해 안전하기 위해서는 다음의 조건이 만족되어야 한다.

[eqn: V_u ~<=~ PHI ``LEFT ( V_c ``+`` V_s `RIGHT ) ~]

그림 1.7.1 중공슬래브교의 탄소섬유쉬트 보강 설계 방법

3)에 대하여  ① 탄소섬유쉬트간의 겹이음은 접착제에 의해 섬유방향에 힘을 전달할 수 있도록 섬유방향으로 겹이음을 한다. 그러나, 섬유직각방향으로는 응력을 전달하지 않기 때문에 원칙적으로 겹이음을 할 필요는 없다.

<그림 1.7.2> 탄소섬유쉬트의 겹이음

② 탄소섬유쉬트의 겹이음부는 철근과 마찬가지로 연속성을 지닌 부재로서의 역할을 수행하여야 한다. <그림 1.7.3>에서 보는 바와 같이 탄소섬유쉬트는 겹이음길이가 5cm 미만인 경우, 겹이음길이에 따라 인장강도의 변화가 심한 것으로 나타나고 있다. 그러나 5cm 이상의 겹이음길이를 확보한 경우에는 거의 동일한 인장강도를 나타내고 있으므로 겹이음 강도의 안정성을 확보하기 위해 최소겹이음길이를 10cm로 하였다.

<그림 1.7.3> 탄소섬유쉬트의 겹이음강도

③ 주철근 방향과 탄소섬유쉬트의 섬유 방향이 동일할 경우에는 지간 중앙에 겹이음을 배치하는 것은 원칙적으로 피해야 한다.

④ 탄소섬유쉬트를 다층으로 적층한 경우에, 동일위치에서 겹이음을 하면 겹이음강도의 부족으로 응력집중이 될 수 있다. 따라서 겹이음위치를 30cm이상 엇갈리도록 배치하는 것이 좋다.

<그림 1.7.4> 다층적층인 경우의 겹이음

(4)에 대하여  일반적으로 탄소섬유쉬트 보강공법에서는 시공관리나 안전율을 고려하여 지점부까지 정착길이를 연장하여 시공하는 것이 바람직하다. 만일 경제성을 고려하여 탄소섬유의 정착길이를 결정할 경우에는 <그림 1.7.5>에서 볼 수 있는 바와 같이 0.7L(L은 지간길이) 이상을 확보하는 것이 좋다.

<그림 1.7.5> 정착길이에 대한 강도

(5)에 대하여  중공시험체의 보강위치에 대한 실험결과는 <그림 1.7.6>에서 볼 수 있는 바와 같이 중공관 하부에 부착한 경우는 충실단면에 부착한 경우보다 강도가 10% 감소하는 것으로 나타났다. 따라서, 탄소섬유쉬트 보강공법으로 중공슬래브교를 보강하는 경우에는 중공관 하부보다 충실단면 하부에 부착하는 것이 보강효과를 높일 수 있다.

<그림 1.7.6> 보강위치에 대한 강도

1.7.6 탄소섬유쉬트 보강공법 시공

탄소섬유를 이용한 보강공사는 중공슬래브교량의 손상정도에 따라 다르나 일반적인 시공순서는 다음과 같다.

(1) 시공계획

(2) 중공슬래브교량의 표면처리 및 단면복구

(3) 요철수정

(4) 프라이머 도포

(5) 탄소섬유 부착

(6) 양생

(7) 마감도장 및 기존설비의 복구

【해설】

(1)에 대하여  공사에 앞서서 기자재의 준비, 재료의 보관, 바닥판 밑면의 콘크리트면 형성, 콘크리트 바탕처리 및 단면복구, 요철수정, 프라이머 도포, 탄소섬유쉬트 부착, 양생 등 세부사항에 관하여 충분히 검토하여 시공 및 공정의 계획을 세운다.

(2)에 대하여  표면처리 작업은 시공품질을 결정하는 중요한 공정이다. 표면처리 빛 보수과정은 다음과 같다.

① 시공범위 결정, 부착부위 표시

탄소섬유쉬트 접착공법은 접착제에 의한 접착 내구성이 공법의 신뢰성, 내구성을 보증하는 것이다. 따라서 시공대상의 풍화층, 불경화층 등의 표면강도가 약해진 부분, 오염 등의 상태를 조사한 뒤 시공해야 할 범위를 선정하고 부착위치를 표시한다.

② 표면의 노화층, 열화층 및 불순물 제거

바탕 콘크리트 처리상태에 관하여는 강판의 경우와 달리 공식적으로 정해진 규정이 없기 때문에 평탄하고 취약부나 오염이 없는 상태로 하는 것으로 하고 불량부(박리, 공극, 핀홀, 부식, 요철부위 등)를 깎아 내 제거한다. 또한 발생한 먼지는 에어블로우(Air Blow) 또는 걸레 등으로 제거해야 한다.

현재 바탕처리 방법으로서 디스크 샌더 처리, 샌드 블라스트, 고압수 세정, 드라이아이스 블라스트 등이 있으나 일반적으로 보급하고 있는 디스크 샌더 처리를 사용하여도 좋다. 또 시공시에는 안전위생을 고려하여 반드시 보호구(보호 마스크, 보호안경, 고무장갑 등)를 착용한다. 시공능력과 경제성을 고려하여 샌드 브라스트, 고압수 세정, 드아리아이스 블라스트 등의 바탕처리 공법을 채용하는 경우에는 다음을 주의해야 한다.

■ 샌드 브라스트

· 타 처리 방법에 비해 분진의 발생이 크고 모래의 처리에 일손이 많이 간다.

· 콘크리트 취약부의 제거는 완전히 할 수 있지만 처리후의 요철조정이 반드시 필요하다.

■ 고압수 세정

· 세정수의 회수, 처리 방법을 고려해야 한다.

· 세정 후 콘크리트 표면의 건조가 필요하다.

■ 드라이아이스 블라스트

분진의 발생이 적지만 밀폐공간에서 하는 경우에는 산소결핍에 주의해야 한다.

③ 철근 방청처리

철근의 노출이 있을 경우에는 방청 처리를 한 후 콘크리트와 동등 이상의 강도가 있는 에폭시수지, 모르터, 폴리머 시멘트 모르터 등으로 단면을 복구시켜 일체형 구조물을 형성시킨다.

④ 균열보수/단면회복

콘크리트 바닥판 밑면까지 관통한 균열은 차량 진동에 의해 개폐하고 그 부분의 탄소섬유쉬트에 과대한 응력이 집중될 수 있다. 또한 균열부위에서 누수가 발생할 수 있으므로 저압 수지주입공법 등 적절한 주입방법으로 균열을 처리해야 한다. 또 주입 완료 후 주입재의 경화를 확인하고 디스크 샌딩기 등으로 실(seal)재를 제거하여 평탄하게 마무리한다.

또한 발생된 균열에서 누수 방지를 위해 균열을 따라서 U cut 하고 에폭시수지 퍼티재로써 지수처리를 하여 평탄하게 마무리한다. 단, 복구 후의 단차는 1mm이내로 한다.

(3)에 대하여  탄소섬유쉬트의 품질 및 기능은 콘크리트 표면의 평탄성과 접착성능이 좌우하기 때문에 요철수정 방법을 충분히 검토해야 한다.

① 모서리 부위는 디스크 샌딩기 등으로 모따기를 실시하여 곡면화 한다. 탄소섬유쉬트의 강도발현에 필요한 모따기는 탄소섬유쉬트의 형태에 따라 다르지만 될 수 있는 한 크게 모따기를 실시하는 것이 좋다.(시공상 지장이 있는 경우에는 보다 크게 모따기를 실시할 필요가 있다.)

<그림 1.7.7> 모따기 반경

② 탄소섬유쉬트가 급격한 각으로 꺾어진 경우에는 그 성능을 충분히 발휘할 수 없다. 그 때문에 바탕처리로써 평탄히 처리할 수 없는 거푸집 연결부의 단차라든지 헌치 모서리부 등은 전용 에폭시수지 퍼티재를 사용하여 쇠흙손으로 요철수정을 해야 한다.(단차는 1mm 이내로 한다.)

③ 표면의 돌출부(돌기층 등)는 햄머드릴, 디스크 샌더 등으로 연마하여 평활하게 한다.

④ 표면의 오목부에는 에폭시 퍼티를 충진하고, 구석부는 에폭시 퍼티를 사용하여 곡면처리를 한다. 또한 콘크리트 면의 곰보는 기포의 원인이 되기 때문에 에폭시 퍼티 등으로 메우고 되도록 전면 퍼티 마무리가 되도록 한다.

<그림 1.7.8> 에폭시 퍼티 처리

(4)에 대하여  저온에서는 프라이머 및 접착수지의 경화 반응이 지연된다. 저온 환경하에서 시공할 때에는 프라이머 및 접착수지의 경화특성을 확인하고 시공방법을 충분히 검토해야 한다. 특히 기온이 5℃ 미만의 경우 프라이머의 경화가 늦어져서 먼지 등이 부착하거나 기상의 급변 등에 의한 악영향을 받기 쉽게 된다.

콘크리트 표면이 결로하고 있는 경우라든지 콘크리트의 표면 함수율이 10% 이상 있는 경우 프라이머의 경화가 저해되고 충분한 접착강도를 발휘할 수 없다. 프라이머공은 원칙적으로 5℃ 이상에서 콘크리트 표면이 건조한 상태로 시공해야 한다. 5℃ 미만의 저온 상태이거나 콘크리트 표면이 건조한 상태가 아닌 경우에는 시공 현장의 보온이라든지 습윤면 전용 프라이머의 사용 등 적절한 처치를 검토한다.

(5)에 대하여  프라이머 도포 및 평활도 조정이 완료된 표면에 함침용 수지를 도포한 후 탄소섬유쉬트를 부착한다. 부착공정은 다음과 같다.

① 탄소섬유쉬트 절단

시공계획에 의거하여 탄소섬유쉬트를 가위나 커터를 이용하여 미리 소정의 크기대로 재단한다. 일반적으로 1일 사용분량을 미리 재단하여, 작업성을 고려하여 길이를 2.5∼4m 정도로 절단한다. 절단된 쉬트는 섬유의 배열이 흐트러지지 않도록 주의한다.

② 수지배합(주제+경화제)

1회 사용분 함침용 레진의 주제와 경화재를 2:1의 배합비로 혼합용기에 담아 전동믹서로 2∼3분간 균일하게 혼합한다. 1회 혼합량은 가사시간 이내에 시공 완료할 수 있는 양으로 하며 가사시간을 초과한 것은 절대로 사용하지 않는다.

③ 레진 도포(하도 함침)

레진을 롤러나 솔 등으로 균일하게 도포하며, 기준도포량은 다음과 같다.

□단위중량 200g/m2의 탄소섬유쉬트 : 하도에 400∼500g/m2

(설계수지량 : 600g/m2)

□단위중량 300g/m2의 탄소섬유쉬트 : 하도에 500∼600g/m2

(설계수지량 : 800g/m2)

※ 설계수지량 = 상도 + 하도

④ 탄소섬유쉬트 부착

탄소섬유쉬트는 이형지가 붙어있는 채로 도포 면에 부착한다. 이때 탄소섬유쉬트와 수지의 사이에 기포가 될 수 있는 한 들어가지 않도록 한다. 다음에 이형지의 위에서 고무주걱 등을 사용하여 쉬트를 시공면에 완전히 밀착시켜 준다. 탄소섬유쉬트가 수지 도포면에 완전히 부착한 것을 확인하고 나서 이형지를 조심스럽게 벗겨낸다.

탈포 롤러를 사용하여 탄소섬유쉬트를 섬유길이 방향으로 강하게 4∼5회 문질러 준다. 이때 수지가 쉬트사이로 잘 베어 나오는지를 확인하면서 기포를 제거한다. 일반적인 함침·탈포 작업의 방향은 아래 그림과 같다.

섬유(길이) 방향의 겹이음을 반드시 10cm 이상 확보하면서 시공하여야 한다. 이때 수지는 충분히 도포하여 그 위에 탄소섬유쉬트를 포갠다. 폭 방향의 겹이음은 필요하지 않다.

쉬트를 부착한 뒤에는 수지의 자연함침을 위해 30분∼2시간 정도 방치한다. 수지 겔화(초기반응종료) 뒤 점도가 상승한 시점(상도 전)에 떠오름이나 엇갈림이 발생하면 탈포, 롤러 등으로 눌러 밀착시켜 준다

<그림 1.7.9> 함침·탈포 작업의 방향

⑤ 레진 도포(상도 함침), 수지함침 및 기포제거

탄소섬유쉬트의 부착이 완료되면 약 30분 이상을 방치한 후에 수지를 도포한다. 도포시 롤러는 항상 섬유방향으로 움직이며 시공하고, 기준 도포량은 다음과 같다.

□단위중량 200g/m2의 탄소섬유쉬트 : 하도에 200∼100g/m2

(설계수지량 : 600g/m2)

□단위중량 300g/m2의 탄소섬유쉬트 : 하도에 300∼200g/m2

(설계수지량 : 800g/m2)

2층 이상의 탄소섬유쉬트를 시공하는 경우에는 첫 번째 층의 상도가 충분히 건조된 후에 두 번째 층의 하도 작업을 실시하여야 하며, 나머지 공정은 동일한 방법으로 수행한다.

(6)에 대하여  탄소섬유쉬트의 부착이 완료된 후 수지 표면이 건조되면 우수와 먼지 등이 부착하지 않도록 보호덮개를 덮어 양생한다. 에폭시수지는 기온에 따라 설계강도에 도달하는 기간이 다르다.

① 20℃인 경우 1주일

② 10℃인 경우 2주일

(7)에 대하여  탄소섬유쉬트의 부착이 완료되면 필요에 따라 마감도장을 실시한다. 마감도장의 시공방법은 각 도료의 표준시공법에 준한다. 마감도장은 함침용 수지의 초기경화 후에 실시해야 하며, 수지가 초기경화되는데는 일반적으로 2∼3일이 소요된다. 모든 시공이 완료되면 기존 구조물에 부착되어 있던 시설물을 복구한다.

1.7.7 탄소섬유쉬트 보강공법 시공시 주의사항

(1) 시공시의 일반 주의사항

① 탄소섬유쉬트와 모재 사이에 충분한 접착성능이 확보될 수 있도록 면처리에 주의해야 한다.

② 콘크리트 불량부의 단면을 복구한 후의 단차는 1mm 이내로 한다.

(2) 환경적 주의사항

프라이머 도포는 다음과 같은 상황이 발생하면 시공하지 않도록 한다.

① 5℃ 이하

② 상대습도 85% 이상

(3) 탄소섬유쉬트

① 탄소섬유쉬트 보관시 고온다습한 장소는 피한다.

【해설】

(1)에 대하여  탄소섬유쉬트와 모재 사이의 접착성능은 보강효과와 밀접한 관계가 있으므로 면처리에 주의를 해야 한다. 또한 수지계 재료와 탄소섬유의 재료적 특성을 파악하여 강도가 발현될 수 있도록 해야 한다.

(2)에 대하여  저온에서는 프라이머 및 수지의 배합 후 점도가 증가하고 경화반응이 지연되므로 접착불량이 발생할 수 있다. 따라서, 동절기나 한랭지에서는 충분히 검토하여 5℃ 이하에서는 시공하지 않도록 한다. 또한 수분의 잔류는 프라이머 및 수지의 접착을 저해하여 보강효과를 극단적으로 감소시킨다. 우천 또는 결로의 우려가 있는 경우에는 시공하지 않도록 한다.

(3)에 대하여  탄소섬유쉬트는 재료의 특성상 인장강도는 매우 크지만, 국부적인 굴절이 생기거나 섬유의 꼬임이 발생할 경우 인장강도를 발현하기 전에 파단되는 성질이 있으므로 자재의 운반에 주의가 필요하다. 탄소섬유쉬트는 표면에 부착된 먼지 등에 의해 부착강도가 저하하므로 먼지 등이 부착하지 않는 건조한 상태로 보관하여야 한다.

1.8 강판접착공법

1.8.1 일반사항

(1) 이 지침은 바닥판의 보수·보강을 고려한 중공슬래브교의 설계 및 시공에 관한 지침을 제시한다.

(2) 이 지침의 적용은 강판에 의해 보강되어지는 중공슬래브교에만 국한한다.

1.8.2 공법 개요

강판접착공법은 콘크리트 부재의 인장 측 외면에 4.5∼6mm의 강판을 에폭시 계통의 접착제로 접착하여 기존의 콘크리트와 강판을 일체화함으로써 강판에 의한 단면보강효과는 물론 콘크리트의 노화와 철근의 부식방지 효과를 기대하는 보수·보강공법이고, 강판접착 방법에 따라 다음과 같이 분류할 수 있다.

(1) 강판압착공법

(2) 강판주입공법

【해설】

강판접착공법은 다음과 같은 특징을 갖는다.

■ 장점

① 강판을 사용하고 있으므로 모든 방향의 인장력에 대응할 수 있다.

② 강판의 분포, 배치를 똑같이 할 수 있어서 균열 특성도 좋다.

③ 시공이 간단하고 강판의 제작, 조립이 쉬워 현장 작업이 복잡하지 않다.

■ 단점

① 방청, 방화상의 문제가 충분히 검토되어 있지 않다.

② 접착제의 내구성, 내피로성이 불분명하다.

(1)에 대하여  강판압착공법은  <그림 1.8.1>와 같이 기존의 콘크리트 표면과 강판 접착면에 에폭시 수지를 각각 1∼2mm 두께로 도포한 후 앵커볼트로 압착시키는 방법으로, 강판과 콘크리트 사이의 에폭시는 강력한 접착력을 가지며 경화 후 수축이 거의 없고, 공용중에도 시공이 가능한 특징이 있다.

<그림 1.8.1> 강판압착공법 개요도

(2)에 대하여  강판주입공법은 기존 콘크리트와 강판사이에 평균 5mm 정도의 스페이서를 설치하여 틈을 만들고 강판의 주위에 실링재를 이용하여 틈을 막은 후, 주입구를 통해 에폭시 수지를 주입하는 공법으로 표면이 평평하지 않은 경우에도 적용이 가능하다.

<그림 1.8.2> 강판주입공법 개요도

1.8.3 보수·보강의 목적

(1) 중공슬래브교의 바닥판의 내하력을 향상시키거나 또는 이전으로 복구하여 바닥판의 장기보전을 꾀한다.

(2) 중공슬래브교의 바닥판 콘크리트의 탈락을 미연에 방지하고 교통의 안전을 확보한다.

【해설】

(1) 및 (2)에 대하여  바닥판은 직접 차륜하중을 지탱하는 부재이고 가혹한 하중상태에 있어서는 일단 손상이 생기면 그 손상이 새로운 손상을 초래하는 원인이 되고 나가서는 바닥판 콘크리트가 탈락되는 상태에 이른다. 이러한 바닥판의 손상은 그대로 노면의 결함이 되고 교통에도 위험을 미치게 하는 것이기 때문에 바닥판의 보수·보강에서는 조기에 손상을 발견하여 손상이 과도하게 진행하지 않은 시점에 적절한 대책을 꾀하는 것이 중요하다.

1.8.4 사용재료

강판접착 보강재료는 설계시공의 합리화, 효율화, 내하력 증진 및 사용성을 향상시킬 수 있는 재료로서, 기본적인 물성과 장기 물성을 검증하기 위한 인증시험에 의해 그 적합성이 검증된 재료이어야 한다.

1.8.5 강판접착공법 설계

(1) 보강량 산정

① 중공슬래브교의 보강량 산정시 중공단면은 T형 단면으로 대체하여

도 좋다.

② 보강량 산정은 강도설계법으로 한다.

(2) 보강길이 산정

① 강판접착공법의 보강길이는 지점부까지 연장하는 것이 바람직하다.

(3) 정착위치 결정

① 강판의 부착은 중공관이 매설된 위치는 피하여 시공한다.

【해설】

도로교 설계 기준에서는 철근 콘크리트 구조물의 연성파괴를 확보하기 위해 구조물을 설계할 때, 사용가능한 인장철근의 철근비를 평형철근비의 75%인 최대 철근비 이하로 설계하도록 규정하고 있다.

일반적으로 보강재 부착공법으로 구조물을 보강할 때에는 보강재와 콘크리트간의 완전부착을 전제로 하며, 콘크리트에 매설된 철근과 동일한 개념으로 취급하므로, 연성파괴 유도를 위해서는 최대보강량을 일정한도 이내로 제한해야 한다.

따라서, 손상된 구조물의 휨내력 회복 및 증진을 목적으로 강판보강을 수행하는 경우, 보강된 시험체의 연성파괴를 확보하기 위해서는 인장측 철근과 강판이 항복한 후 압축측 콘크리트의 변형율이 극한 변형율([eqn: epsilon _{cu} ``=`` 0.003 ``])에 도달하도록 설계하여야 한다. 이를 위해서는 일반 철근콘크리트 구조물의 평형 철근비와 마찬가지로 보강 구조물의 평형 강판비가 먼저 결정되어야 한다. 여기서 평형 강판비는 강판과 철근이 모두 항복할 때 콘크리트의 변형도가 극한 변형율에 도달하게 되는 콘크리트의 유효 단면적에 대한 보강 강판의 면적비로 정의할 수 있다.

단, 중공슬래브 시험체의 보강 설계는 앞서 수행된 중공슬래브 시험체의 설계와 마찬가지로 중공관이 삽입된 단면을 T형 단면으로 대체하여 설계하도록 하였으며, 설계 방법으로는 강도설계법을 사용한다.

1) 보강 여부 판별

구조물의 휨 강도와 외력에 의한 휨모멘트를 검토하여 보강 여부를 판단한다.

2) 강판의 최대 보강량 및 최대 두께 산정

도로교 설계 기준에서는 철근 콘크리트 구조물의 연성파괴를 확보하기 위해 구조물을 설계할 때, 사용가능한 인장철근의 철근비를 평형철근비의 75%인 최대 철근비 이하로 설계하도록 규정하고 있다.

일반적으로 보강재 부착공법으로 구조물을 보강할 때에는 보강재와 콘크리트간의 완전부착을 전제로 하며, 콘크리트에 매설된 철근과 동일한 개념으로 취급하므로, 연성파괴 유도를 위해서는 최대보강량을 일정한도 이내로 제한해야 한다.

따라서, 최대 보강량에 대한 제한 역시 철근 콘크리트 구조물의 최대 철근량에 대한 제한과 동일한 개념으로, 파괴시 인장철근과 강판이 모두 항복한 후 압축측 콘크리트의 변형율이 극한 변형율에 도달되도록 설계하여야 한다. 이를 위해서는 일반 철근콘크리트 구조물의 설계에서 제시된 평형철근비와 유사한 보강 구조물의 평형보강비가 먼저 결정되어야 한다. 여기서 평형보강비는 강판과 철근이 모두 항복할 때 콘크리트의 변형도가 극한 변형율에 도달하게 되는 콘크리트의 유효 단면적에 대한 강판의 면적비로 정의될 수 있다.

□ 강판 보강된 구조물의 항복 순서 판별

강판 접착 공법으로 보강된 구조물은 항복 순서에 따라 강판이 먼저 항복하는 경우와 인장철근이 먼저 항복하는 경우, 두 가지로 구분되며, 이와 같은 항복 순서에 따라 평형보강비가 달라지게 된다. 따라서 평형보강비의 산정에 앞서, 먼저 강판과 인장철근의 항복 순서에 대한 검토가 반드시 필요하다.

강판 보강된 구조물의 항복순서는 다음과 같은 판별식을 <표 1.8.1>에 제시된 기준에 근거하여 비교함으로써 판별이 가능하다.

[eqn: {h_{p} } over {d} ``=`` R_ys ~]	(1.8.1)

여기서,  [eqn: R_{ys} ``=`` {0.003 `+` epsilon _{py} } over {0.003 `+` epsilon _{y} } ~]

[eqn: h_{p} ``]는 보강 부재의 높이

[eqn: epsilon _{py} ``]는 보강재의 항복 변형율

표 1.8.1 인장철근과 강판의 항복 순서 판별 기준

판별식	항복 순서
[eqn: {h_{p} } over {d} ``=`` R_{ys} ~]	인장철근과 강판이 동시에 항복
[eqn: {h_{p} } over {d} ~<~ R_{ys} ~]	인장철근이 먼저 항복
[eqn: {h_{p} } over {d} ~>~ R_{ys} ~]	강판이 먼저 항복

□ 압축철근 항복 여부 판별

일반적으로 연성파괴를 확보하기 위하여 철근량으로 환산한 강판의 최대 보강량과 인장철근량의 합은 평형철근비에 의한 최대철근량을 초과할 수 없다. 따라서 최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근의 항복 여부는 다음과 같이 보강전 구조물의 평형철근비와 압축철근의 항복을 위한 최소철근비를 비교함로서 판별 가능하다.

□ 복철근 T형보의 평형철근비

[eqn: bar p_b ``=`` {b_w} over {b} ``LEFT ( p_b ``+`` p_f `RIGHT ) ``+`` p prime ~]	(1.8.2)

여기서, [eqn: p_b ``]는 단철근 직사각형보의 평형철근비

□ 복철근 T형보의 압축철근 항복을 위한 최소철근비

[eqn: bar p_{min} &=`` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 `` {f_ck } over {f_y } `` {d `` prime } over {d} `` {0.003} over {0.003 `-` epsilon_y } ``+`` p_f `RIGHT ) ``+`` p prime ~]	(1.8.3)

최대 보강량으로 보강된 중공슬래브에 대한 압축철근의 항복 여부는 <표 1.8.2>에 제시된 바와 같이 식 (1.8.2)와 식 (1.8.3)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

표 1.8.2 압축철근의 항복 여부 판별 기준

판별결과	압축철근 항복 여부
[eqn: bar p_{min} ~>~ bar p_b ~]	최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근 항복하지 않음
[eqn: bar p_{min} ~<=~ bar p_b ~]	최대 보강량으로 보강한 경우, 압축철근 항복

□ 강판 보강된 구조물의 평형보강비 산정

강판이 먼저 항복하는 경우의 평형보강비는 다음과 같이 정의된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: bar p_{pb} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{py} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{py} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_s prime } over {f_{py} } `-` p ` {f_y } over {f_{py} } ~](1.8.4)

여기서, 압축철근의 응력 [eqn: f_s prime ``] 는 다음과 같이 산정할 수 있다.

[eqn: f_s prime ``=`` E_s `` epsilon_s prime ``=`` E_s ``epsilon_c `` {c `-` d`` prime } over {c} ~]	(1.8.5)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: bar p_{pb} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{py} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{py} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{py} } `-` p ` {f_y } over {f_{py} } ~](1.8.6)

인장철근이 먼저 항복하는 경우의 평형보강비는 다음과 같이 정의된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: bar p_{pb} `=` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{py} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } ` {h_{p} } over {d} `+` p_f `` {f_y } over {f_{py} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_s prime } over {f_{py} } `-` p ` {f_y } over {f_{py} } ~]

(1.8.7)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: bar p_{pb} `=` {b_w} over {b} ``LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{py} } ` {0.003} over {0.003 `+` epsilon _y } ` {h_{p} } over {d} `+` p_f `` {f_y } over {f_{py} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{py} } `-` p ` {f_y } over {f_{py} } ~]

(1.8.8)

□ 강판의 최대 보강량 및 최대 두께 산정

평형보강비로부터 구조물의 연성파괴를 확보를 위한 최대 보강량과 최대 두께를 산정한다.

3) 강판의 소요 보강량 및 소요 두께 산정

□ 강판 보강된 구조물의 압축철근 항복 여부 판별

□ 구조물의 보강비

[eqn: bar p_p ``=`` {A_p } over {b``d} ~]	(1.8.9)

□ 강판 보강된 복철근 T형보의 압축철근 항복을 위한 최소보강비

1	[eqn: bar p_{p,min} `=` {b_w} over {b} `LEFT ( 0.85 `` k_1 ` {f_ck } over {f_{py} } ` {d ``prime} over {d} ` {0.003} over {0.003 `-` epsilon _y } `+` p_f ` {f_y } over {f_{py} } `RIGHT ) `+` p prime ` {f_y } over {f_{py} } `-` p ` {f_y } over {f_{py} } ~]

(1.8.10)

임의의 보강량으로 강판 보강된 중공슬래브에 대한 압축철근의 항복 여부는 <표 1.8.3>에 제시된 바와 같이 식 (1.8.9)와 식 (1.8.10)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

표 1.8.3 강판 보강된 구조물의 압축철근 항복 여부 판별 기준

판별결과	압축철근 항복 여부
[eqn: bar p_{p,min} ~>~ bar p_p ~]	압축철근 항복하지 않음
[eqn: bar p_{p,min} ~<=~ bar p_p ~]	압축철근 항복

□ 해석 방법의 결정

강판 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 T형 대체 단면의 플랜지 폭을 폭으로 하는 보강된 복철근 직사각형 단면으로 간주하는 경우, 등가응력 사각형의 깊이를 평형방정식으로부터 다음과 같이 결정한다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: a ``=`` { A_s `` f_y `-` A_s prime ``f_s prime ``+`` A_p ``f_{py} } over {0.85 ``f_ck ``b } ~]	(1.8.11)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: a ``=`` { A_s `` f_y `-` A_s prime ``f_y ``+`` A_p ``f_{py} } over {0.85 ``f_ck ``b } ~]	(1.8.12)

해석 방법은 <표 1.8.4>에 제시된 바와 같이 식 (1.8.11) 또는 식 (1.8.12)에 의해 산정된 복철근 직사각형보의 등가응력 사각형의 깊이를 플랜지의 두께와 비교함으로써 결정할 수 있다.

표 1.8.4 해석 방법의 선정 방법

판별결과	해석 방법
[eqn: a~<=~t ~]	대체 단면을 복철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석
[eqn: a~>~t ~]	대체 단면을 복철근 T형 단면으로 간주하고 해석

□ 강판의 소요 보강량 산정 및 소요 두께 산정

등가응력 사각형의 깊이 판별에 의해, 강판 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 복철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 보강된 복철근 직사각형보의 공칭 강도는 압축철근의 항복 여부에 따라 다음과 같이 결정된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ~]	(1.8.13)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_s prime `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` LEFT ( A_s ````f_y `-` A_s prime ``f_s prime `RIGHT ) `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` A_p ``f_{py} `` LEFT ( h_{p} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ~]	(1.8.14)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_y `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` LEFT ( A_s `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` A_p ``f_{py} `` LEFT ( h_{p} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

일반적으로 강판 보강 설계시, 보강된 구조물의 휨 강도 Mn은 외력에 의해 작용하는 휨모멘트 Mu와 다음과 같은 조건을 만족하여야 한다.

[eqn: M_u ~<=~ PHI `` M_n ``]

따라서 강판의 소요 보강량은 다음과 같이 결정할 수 있다.

[eqn: A_p ~>=~ { {M_u } over {PHI} `-` LEFT ( M_n1 `+` M_n2 `RIGHT ) } over {f_py `` LEFT ( h_p `-` {a} over {2} `RIGHT ) } ~]	(1.8.15)

또한 등가응력 사각형의 깊이 판별에 의해, 강판 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 복철근 T형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 등가 응력 사각형 블록의 깊이는 다음과 같다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: a ``=`` { LEFT ( A_s `-` A_sf `RIGHT ) ``f_y `-` A_s prime ``f_s prime ``+`` A_p ``f_{py} } over {0.85 ``f_ck ``b_w } ~]	(1.8.16)

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: a ``=`` { LEFT ( A_s `-` A_sf `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y ``+`` A_p ``f_{py} } over {0.85 ``f_ck ``b_w } ~]	(1.8.17)

따라서 강판 보강된 복철근 T형보의 공칭 강도는 압축철근의 항복 여부에 따라 다음과 같이 결정된다.

□ 압축철근이 항복하지 않는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ``+`` M_n4 ~]	(1.8.18)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_s prime `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` A_sf ``f_y `` LEFT ( d `-` {t} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 `=` LEFT [ LEFT ( A_s - A_sf `RIGHT ) ``f_y `-` A_s prime ` f_s prime `RIGHT ] `LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n4 ``=`` A_p ``f_{py} ``LEFT ( h_{p} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

□ 압축철근이 항복하는 경우

[eqn: M_n ``=`` M_n1 ``+`` M_n2 ``+`` M_n3 ``+`` M_n4 ~]	(1.8.19)

여기서, [eqn: M_n1 ``=`` A_s prime ``f_y `` LEFT ( d `-` d`` prime `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n2 ``=`` A_sf ``f_y `` LEFT ( d `-` {t} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n3 ``=`` LEFT ( A_s `-` A_sf `-` A_s prime `RIGHT ) ``f_y `` LEFT ( d `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

[eqn: M_n4 ``=`` A_p ``f_{py} ``LEFT ( h_{p} `-` {a} over {2} `RIGHT ) ~]

일반적으로 강판 보강 설계시, 보강된 구조물의 휨 강도 Mn은 외력에 의해 작용하는 휨모멘트 Mu에 대해 다음과 같은 조건을 만족하여야 한다.

[eqn: M_u ~<=~ PHI `` M_n ``]

따라서 강판의 소요 보강량은 다음과 같이 결정할 수 있다.

[eqn: A_p ~>=~ { {M_u } over {PHI} `-` LEFT ( M_n1 `+` M_n2 `+` M_n3 `RIGHT ) } over {f_py `` LEFT ( h_p `-` {a} over {2} `RIGHT ) } ~]	(1.8.20)

4) 강판의 보강량 및 두께의 최종 결정

구조물의 연성파괴를 확보하기 위해 제한된 최대 보강량과 목표 휨 강도를 확보하기 위해 요구되어지는 보강량을 모두 만족하는 수준에서 보강량과 강판의 두께를 결정한다.

5) 휨 검토

□ 압축철근의 항복 여부 판별

보강 설계를 통해 결정된 보강량에 대한 구조물의 압축철근 항복 여부를 판별하기 위해, <표 1.8.3>에 제시된 판별 기준에 따라 식 (1.8.9)와 식 (1.8.10)의 결과를 비교함으로써 판별 가능하다.

□ 해석 방법의 결정

보강 설계를 통해 결정된 보강량에 대한 구조물의 휨 성능을 검토하기에 앞서, 먼저 해석 방법이 결정되어야 한다. 이때 보강된 구조물의 등가 응력 사각형 블록의 깊이 [eqn: a ``]는 압축철근의 항복 여부에 따라 식 (1.8.11) 또는 식 (1.8.12)에 의해 결정되며, 그 결과에 따른 해석 방법의 결정은 <표 1.8.4>에 나타난 바와 같다.

□ 휨 강도 산정

□ 중공슬래브교 단면을 복철근 직사각형 단면으로 해석하는 경우

해석방법의 판별 결과, 강판 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 단철근 직사각형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 압축철근의 항복 여부에 따라 보강된 중공슬래브교의 등가 응력 사각형 깊이는 식 (1.8.11) 또는 식 (1.8.12)에 의해, 공칭 강도는 식 (1.8.13) 또는 식 (1.8.14)를 이용하여 결정할 수 있다.

□ 중공슬래브교 단면을 복철근 T형 단면으로 해석하는 경우

해석방법의 판별 결과, 강판 보강된 중공슬래브교의 대체 단면을 단철근 T형 단면으로 간주하고 해석해야 하는 경우, 압축철근의 항복 여부에 따라 보강된 중공슬래브교의 등가 응력 사각형 깊이는 식 (1.8.16) 또는 식 (1.8.17)에 의해, 공칭 강도는 식 (1.8.18) 또는 식 (1.8.19)를 이용하여 결정할 수 있다.

6) 전단 검토

중공슬래브 시험체의 T형 대체 단면에서, 콘크리트가 부담하는 전단강도는 다음과 같다.

[eqn: V_c ``=`` 0.53~ SQRT { f_ck``} ``b_w ``d ~]

또한 철근이 부담하는 전단강도는 다음과 같다.

[eqn: V_s ``=`` { A_v ~f_y ~d } over { s } ~]

따라서 중공슬래브 시험체가 전단에 대해 안전하기 위해서는 다음의 조건이 만족되어야 한다.

[eqn: V_u ~<=~ PHI ``LEFT ( V_c ``+`` V_s `RIGHT ) ~]

그림 1.8.3 중공슬래브교의 강판 보강 설계 방법

(2)에 대하여  중공시험체의 보강길이에 대한 실험결과에 의하면 <그림 1.8.4>에서 볼 수 있는 바와 같이 강도가 보강길이의 영향을 크게 받는다. 특히, 보강길이가 길어질수록 구조물이 부담하는 최대하중은 급격히 증가한다. 따라서, 강판접착보강시에는 지간길이로 보강가능한 지점까지 연장하는 것이 바람직하다.

<그림 1.8.4> 강판길이의 영향

(3)에 대하여 중공시험체의 보강위치에 대한 실험결과에 의하면 아래의 <그림1.8.5>에서 볼 수 있는 바와 같이 중공관 위치에 부착한 경우는 충실단면에 부착한 경우보다 강도가 6% 감소하는 것으로 나타났다. 따라서, 강판접착공법으로 중공슬래브교를 보강하는 경우에는 중공관 하부보다 충실단면 하부에 부착하는 것이 보강효과를 높일 수 있다.

<그림 1.8.5> 보강위치에 대한 강도

1.8.6 강판접착공법의 시공절차

(1) 전처리

① 철근위치조사

② 앵커의 설치

③ 콘크리트면의 처리

④ 강판 표면의 처리

⑤ 강판가공

(2) 강판압착공법의 시공

① 압착력의 조사

② 도포

③ 압착

(3) 강판주입공법의 시공

① 접착면의 공극

② 주입파이프의 간격

③ 공기배출구

④ 실링

⑤ 주입작업

⑥ 작업의 중단

⑦ 주입확인

(4) 후처리

① 양생 및 마감

【해설】

(1)에 대하여

① 철근위치 조사

강판압착공법에서는 앵커의 지지력 및 접착제의 접착력에 의해 강판을 접착시키므로 앵커의 깊이를 설계값 이상으로 콘크리트 부재 내에 매설하여야 한다. 따라서, 앵커의 위치를 설계하기 전에 천공부가 철근과 중공관에 닿지 않도록 철근의 위치를 조사하여야 한다. 강판주입공법은 강판압착공법과 달리 앵커의 인발력을 직접 기대하지 않으나, 시공시에 강판의 자중을 받아야 할 필요가 있어 철근의 위치를 미리 조사하여야 한다.

② 앵커의 설치

앵커는 철근과 중공관에 닿지 않도록 설치하여야 하며 강판의 천공은 원칙적으로 가공공장에서 처리하며 현장에서 천공위치의 수정 등이 없도록 하여야 한다.

③ 콘크리트면의 처리

콘크리트의 접착면에 부착된 분진, 유지분 등은 에폭시 수지에 의한 콘크리트와 강판과의 접착효과를 현저히 감소시키기 때문에 가능한 한 깨끗이 청소하여야 한다.

④ 강판 표면의 처리

강판 접착면에 녹이 발생하면 접착효과가 떨어지므로 접착표면에 반드시 방청처리를 한다.

⑤ 강판가공

강판면에 대한 앵커용 천공 및 용접은 원칙적으로 가공공장에서 처리하는 것으로 한다. 천공위치는 현장조립으로 치수를 조정, 현장에서 천공위치의 수종 등이 없도록 하여야 한다. 구멍의 직경은 현장 가설시 작업성을 고려하여 앵커직경보다 5∼10 mm 정도 크게 뚫는 것이 좋다.

(2)에 대하여

① 압착력의 조사

강판을 콘크리트면에 압착시킬 경우 에폭시 수지 도포 전에 토크렌치로 앵커당 1 tonf을 지탱하는 토크값을 구해내고, 소정의 압착력을 전체 앵커에 균등하게 분산시키도록 조치하고, 앵커당 인발저항력은 1.5 tonf 이상이 되어야 한다.

② 도포

에폭시 수지의 도포는 강판면 및 콘크리트면 각각에 1~2mm 두께로 균일하게 도포되도록 한다.

③ 압착

압착은 앵커볼트의 체결에 의해 시행되고, 가능한 한 균등한 압력으로 누른 상태에서 접착시켜야 한다. 압착력은 강판 1m2 당 5 tonf 정도를 기준으로 한다.

(3)에 대하여

① 접착면의 공극

콘크리트면과 강판면의 공극은 2~6mm로 설정하고 간격재를 설치하여 간격을 유지시킨다.

② 주입 파이프의 간격

강판면에 설치되는 주입 파이프 간격은 원칙적으로 50~100cm 간격으로 설정한다. 강판이 얇을 경우에는 100cm 이상의 간격으로 주입공을 설계하면 주입압에 의하여 강판이 휘거나 들뜰 우려가 있다.

③ 공기배출구

공기배출구는 주입 파이프와 병용하고 강판 양단면에 추가 설치한다.

④ 실링

실링재의 시공은 주입압력에 의하여 주입수지가 새어나오지 않도록 한다.

⑤ 주입작업

에폭시 수지 주입시에는 강판 접착면에 면밀하게 주입되도록 주입압력, 공기배출 등을 확인하면서 시공한다.

⑥ 작업의 중단

주입작업은 강판주입의 한 구간을 완료할 때까지 도중에 중단하면 안된다.

⑦ 주입확인

주입작업 중에는 고무망치 등으로 강판면을 가볍게 타진하여 주입상황을 확인하고 주입이 불완전한 경우에는 즉시 재주입을 시행하여야 한다.

(4)에 대하여

① 양생 및 마감

양생은 원칙적으로 자연양생을 하고, 주입 파이프 및 공기배출 파이프는 절단시키고 그라인더 등으로 면을 깨끗이 마감한다.

<부록> 중공관의 부력방지 대책에 관한 설계 예

1. 설계조건

□ 중공관 : [eqn: D ~=~ 600`mm````,~~L ~=~ 8000mm``]

□ 콘크리트 : 보통강도콘크리트([eqn: gamma_c = 2.3``tf/m^3```,~f_{c k} = 270`kgf`/`cm^2``])

□ 결속선 : KSD 3552규정에 따른 철선사용

2. 중공관의 부력산정([eqn: F_B `])

□ 중공관의 총 체적[eqn: V_B`] :

[eqn: V_B = pi `times`60^2 over 4`times` 800` = 2,261,947``cm^3 = 2.262`m^3`]

□ 중공관의 부력[eqn: F_B `] :

[eqn: F_B = V_B```times``` gamma_c = 2.262```times```2.3 = 5.2``t onf`]

3. 철선의 허용인장력([eqn: F_sa `])

종 류	지름, mm	단면적 [eqn: A_t ~=~2`times`A_s `], mm2	인장응력, kgf/mm2 (1)	[eqn: F_sa `] , kgf (2)
# 6	4.8	36.2	26.5	640.0
# 8	4.0	25.2		446.0
# 10	3.2	16.0		282.0
주 (1) : 인장응력은 KSD 3553 규정(26.5∼60kgf/mm2)에 만족하는 최소 인장응력 (2) : 허용인장력[eqn: F_sa `]은 극한 인장력에서 안전율(F.S : 1.5)을 나눈값

4. 결속선의 소요 고정수([eqn: n `])와 간격([eqn: s `])

종 류	부력 [eqn: F_B `], kgf	[eqn: F_sa `], kgf	고정수 n	간격 s , mm	[eqn: 2`D`], mm
# 6	5200	640	9	890	1200
# 8		446	12	667	1200
# 10		282	18	444	1200

5. 전체 변형(Global Deformation) 검토

□ 중공관의 전체 변형을 방지하기 위해서는 최대간격이 [eqn: 2`D`]간격을 만족해야 한다.

□ 모든 종류의 철선의 간격은 [eqn: s``]은 [eqn: 2`D``]보다 작기 때문에 만족하지만, 결속선의 시공측면에서는 철선 # 6을 사용하는 것이 유리하다.

6. 결속선 고정수와 간격결정 및 설계 도면

□ 철선 # 6(4.8mm)으로 결속할 경우에는 890mm로 계산되었으나, 안전과 시공편의를 고려하여 결속간격을 850mm로 결속시킨다.

□ 철선 # 6(4.8mm)으로 중공관의 부력을 충분히 지지할 수 있도록 배근한다.

제 2 장 손실 긴장력 보완을 고려한

PSC빔의 설계 및 시공편

제 2 장 손실 긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계 및 시공

2.1 일반사항

(1) 본 지침은 손실긴장력 보완을 고려하여 PSC빔교를 설계 및 시공하는 경우에 한하여 적용된다.

(2) PSC빔을 설계할 때 손실긴장력 보완을 고려할 것인지에 대한 여부는 대상 교량의 중요성, 향후 보강공사의 작업 여건 등을 종합적으로 검토하여 결정하도록 한다.

(3) 본 지침에서 손실긴장력을 고려한 설계 및 시공이란 PSC빔 교량이 긴장력의 손실 등의 원인으로 공용 내하력의 저하 또는 과다한 처짐 등이 발생하였을 경우 이를 복원하기 위하여 추가로 긴장력을 도입할 수 있도록 최초 설계 단계에서 미리 적절한 조치를 취해 두는 것을 의미한다.

【해설】

(1) PSC빔교를 설계할 때 도로교설계기준과 콘크리트구조설계기준에 제시된 규정에 충실히 따른 경우라도 설계시 예상하지 못했던 여러 가지 원인으로 과다한 긴장력의 손실이 발생하여 보강공사를 하게 되는 경우가 종종 있다. 이 경우에는 추가로 긴장력을 도입하여 과다하게 손실된 긴장력을 보완하는 방식으로 보강을 하는 것이 효과적인데, 최초 교량 설계단계에서 이에 대비한 설계가 되어 있지 않은 경우에는 실제 보강공사시에 많은 어려움을 겪게 된다. 본 지침은 이와 같이 과다한 긴장력의 손실에 따른 추가 긴장을 효과적으로 할 수 있도록 교량 설계단계에서부터 추가 긴장력의 도입을 반영하여 설계 및 시공하는 PSC빔에 대해서만 적용하면 된다.

(2) 본 지침은 설계단계에서 고려한 긴장력의 손실보다는 더 큰 긴장력의 손실이 발생할 것을 가정하고 설계 단계에서 미리 이 점을 고려하여 설계해야 되는, 논리상의 맹점을 갖고 있다. 또한, 현재 건설되고 있는 PSC빔 교량에서 과다한 긴장력의 손실에 따른 보강공사를 하는 경우도 많지는 않다. 따라서, 신설되는 전체 PSC빔 교량에 대해 본 지침을 적용하는 것은 경제성과 실효성 면에서 무리가 있으므로 본 지침을 적용하여 PSC빔을 건설할 것인지에 대해서는 대상 교량의 중요성, 주변 환경 등을 고려하여 신중히 결정해야 한다. 즉, 도심지 또는 통행량이 매우 많은 주요 도로상에 위치하여 상시적인 차량 통행의 확보가 필요하거나, 또는 향후 보강공사시 작업 여건이 매우 좋지 않은 교량 등에 한하여 본 지침을 적용하는 것이 좋다. 본 지침의 적용 여부는 위에서 언급한 내용을 참고로 하여 발주청과 관련 전문가의 종합적인 검토를 거쳐서 결정하는 것이 바람직하다.

(3) PSC빔에 도입된 긴장력이 설계시 가정했던 값보다 더 크게 손실되면 공용 내하력이 저하되어 교량의 안전성에 위협을 받게 되며, 처짐 또한 증가하여 사용성에 문제가 발생할 수 있다. 이 경우 PSC빔에 외부 프리스트레싱을 도입하여 긴장력을 추가로 도입하는 보강방법은 보강성능과 작업성 등을 고려할 때 가장 효율적인 방법으로 알려져 있다.

기존 PSC빔에 외부프리스트레싱에 의해 추가로 긴장력을 도입하기 위해서는 정착구 및 새들 등을 추가로 설치하고 정착부 및 변각부에 대한 보강을 해야 한다. 손실긴장력 보완을 고려한 설계 및 시공이란 교량의 최초 설계 단계에서 설계기준에 따라 계산된 긴장력의 손실량 이외에 추가의 손실이 발생한다고 가정하고 이에 대한 추가 긴장력을 산정한 후, 추가 PS강재의 배치를 결정하고 정착부 및 변각부의 보강을 미리 해 두는 것을 말한다. 이때, 필요한 경우에는 정착장치를 미리 장착해 둘 수도 있으나, 유지관리 및 효율성 대비 경제성, 미관 등에서 바람직한 방법이라고 볼 수는 없다. 즉, 손실긴장력 보완을 고려한 설계를 수행하게 될 경우에는 최소한의 초기 비용 증가로 향후 필요시에 효과적으로 추가 긴장을 수행할 수 있도록 최소한의 조치를 취해 두는 것을 기본 전제로 해야 한다.

2.2 설계편

2.2.1 일반사항

(1) 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계는 도로교설계기준의 관련 제 규정에 따라야 한다.

(2) 손실긴장력 보완을 고려한 설계는 최초 교량 설계시 수행해야 하며, 긴

장력 손실량의 가정, 추가 긴장재 및 긴장방법 결정, 정착구 및 새들의 선정 과정, 응력집중부 구조해석 및 보강, 교량 전체의 안전성 검토 등을 모두 포함한다.

(3) 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계와 관련하여 본 지침에서 특별히 언급하지 않은 사항에 대해서는 도로교설계기준 또는 콘크리트구조설계기준을 따라야 한다.

【해설】

손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계는 일반적인 PSC빔의 설계 방법에 따라 설계한 후, 향후 추가 손실량을 가정하여 이에 대한 추가 긴장력을 결정하고 이에 대한 설계를 덧붙이면 된다. <그림 2.2.1>에서는 일반적인 방법으로 PSC빔을 설계한 후 긴장력의 추가 손실을 고려하여 보강 설계를 하기 위한 순서도를 보여주고 있다.

<그림 2.2.1>에서 추가 손실량에 대한 가정은 이론적으로는 불가능하므로 대상 교량과 유사한 교량에 대한 보강공사 기록 및 발주청의 여건, 전문가의 의견 등을 종합적으로 고려하여 손실량을 결정하여야 한다. 가정된 손실량에 따라 추가 보강량을 결정하고, 추가 PS강재의 배치 형상, 정착위치 및 굽힘 위치 등을 결정하는 과정을 거쳐 정착구와 새들을 선정한 후 정착부 등 응력집중부에 대한 추가 보강설계를 수행한다. 이와 같은 보강설계가 완료된 후에 교량 전체에 대한 안전성을 추가로 검토해야 한다. 한편, 추가 손실량에 따른 보강설계는 교량이 완공되고 상당한 기간이 경과한 후에 사용될 가능성이 높으므로 외기에 노출된 부분에 대한 유지관리 방안을 함께 마련해야 한다.

<그림 2.2.1> 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계 순서도

2.2.2 긴장력의 손실량 및 보강량 결정

(1) 손실 긴장력에 대한 보완 설계를 위한 손실량의 가정은 대상 교량의 중요성, 발주청의 의견 등을 종합적으로 검토하여 합리적인 수준으로 이루어져야 한다.

(2) 손실 긴장력에 대한 보강량은 가정된 손실량보다는 크게 하여 설계시 의도한 내하력 이상을 확보할 수 있도록 해야 한다.

【해설】

(1) 손실긴장력 보완을 고려한 설계에서 가장 기본적인 사항은 손실량의 크기를 결정하는 것이다. 설계시 예상할 수 있는 모든 손실량에 대해서는 이미 반영된 상태이므로 이론적인 방법에 의해 손실량을 가정하는 것은 불가능하다고 할 수 있다. 따라서, 추가로 발생할 수 있는 손실량의 크기는 기존의 관련 자료와 대상 교량의 기대 수명 및 중요성 등을 토대로 하여 발주청과 해당 분야 전문가의 의견을 수렴하여 결정하는 것이 좋다.

(2) <그림 2.2.2>에서는 교량의 공용기간 중에 과다한 긴장력의 손실이 발생하여 교량이 공용내하력 이하로 떨어진 경우에 이를 보강하기 위해 추가긴장력을 산정하는 방법을 보여주고 있다. 그림에서 보는 바와 같이 교량의 설계 당시에 의도된 크기의 긴장력을 확보할 수 있도록 추가긴장력을 도입하므로써 교량의 수명을 연장할 수 있으므로, 보강량을 결정할 때는 이점을 감안해야 한다. 하지만, 과도한 손실량의 가정에 따른 보강량의 결정은 비경제적이므로 합리적인 수준으로 손실량을 결정하는 것이 무엇보다도 중요하다.

<그림 2.2.2> 추가 긴장 시점 및 추가 긴장력의 결정

2.2.3 PS강재의 배치

(1) 손실긴장력을 보완하기 위한 추가 긴장은 외부긴장방식을 채택하는 것을 원칙으로 한다.

(2) 추가 PS강재의 정착부는 기존 PS강재의 정착부와의 구조적인 간섭 및 추가 긴장작업의 가능성 등을 고려하여 그 위치를 결정하여야 한다.

(3) 추가 PS강재는 단면에 대하여 대칭으로 배치하는 것이 좋다.

(4) 추가 PS강재의 변각부에서의 곡률반경은 최소곡률반경으로 하는 것이 바

람직하다.

【해설】

(1) PSC 교량에서 긴장력의 손실이 발생하였을 때 추가 긴장이 가능하도록 하는 방식으로는 내부긴장방식(Internal Prestress)과 외부긴장방식(External Prestress)을 들 수 있으나, 대부분 외부긴장방식을 사용하고 있다. 그 이유는 내부긴장방식의 경우, 추가 PS강재의 설치를 위한 덕트를 미리 매설한 상태에서 보강공사가 필요할 때 텐던 및 정착장치를 설치하여 긴장작업을 하는 것이 일반적인데, 그 시공성이 좋지 않으며, 덕트의 유지관리에 특별한 주의를 해야 하는 문제점이 있기 때문이다. 또한, PSC빔의 경우에는 단면 폭이 작기 때문에, 내부긴장방식을 사용하는 경우 기존 PS강재와의 간섭을 피하려면 비효율적인 배치를 하거나, 또는 PSC빔의 단면 폭을 증가시켜야 되는 문제가 발생할 확률이 높다. 이와 같은 점으로 미루어볼 때 손실긴장력 보완을 위한 추가 PS강재는 가능한 한 외부긴장방식으로 설계하는 것이 좋다.

(2) PS강재의 배치에서는 정착부 및 변각부의 위치를 결정하는 것이 중요하다. PS강재의 효율성을 높이기 위해서는 교량 단부에 정착부를 위치시키는 것이 좋지만, 추가 PS강재의 정착부는 추후 긴장작업이 가능하도록 교량 단부에서 일정 거리만큼 떨어져서 위치해야 한다. 이러한 작업공간은 추가 PS강재의 조립순서, 긴장방향, 긴장순서 등에 따라 달라진다. 한편, 교량 단부에는 기존 PS강재와 철근이 집중되어 있으며, 정착부로부터 일정거리 내에 있는 단면은 매우 복잡한 거동 특성을 나타낸다. 따라서, 이러한 점을 충분히 고려하여 정착부의 위치를 결정해야 한다.

(3) 추가 긴장력의 도입으로 인하여 단면 내에서 뒤틀림이 발생하는 것은 바람직하지 않으므로 추가 PS강재는 단면 내에서 대칭이 되도록 설치하는 것이 좋다. 비슷한 이유에서 교량 전체에 대하여 대칭을 이루도록 PS강재를 배치하는 것이 바람직하다.

(4) 추가 PS강재의 곡률반경을 크게 할 경우 변각부 새들의 부재치수가 커지게 되어 설계상 불리해질 수 있으므로 최소곡률반경을 확보하는 것이 좋다.

2.2.4 정착방식의 결정

(1) 손실긴장력 보완을 위한 PS강재의 정착방식은 추가 긴장력의 크기, 향후 보강공사에 대한 시공성, 경제성 등을 종합적으로 고려하여 선정하여야 한다.

(2) 손실긴장력 보완을 위한 PS강재의 정착방식은 추가로 도입되는 긴장력이 부재에 확실하게 전달될 수 있는 구조로 하여야 한다.

【해설】

(1) 가정된 손실량에 따라 추가 긴장력을 도입하는 방식은 추가 PS강재의 정착방식에 따라 분류할 수 있다. PSC빔교의 경우에는 내부긴장방식을 통해 추가 긴장력을 도입하는 것이 바람직한 방법이라고 할 수 없으므로 여기서는 외부긴장방식에 따른 추가 긴장력을 도입하는 보강 방법만 고려하기로 한다.

본 지침의 취지에 맞는 추가 긴장을 위한 정착방식으로는 <그림 2.2.3>에서 보이는 바와 같은 두 가지 종류를 예로 들 수 있다.

(a) 돌출형 정착방식

(b) 마찰지지형 정착방식

<그림 2.2.3> 추가 긴장을 위한 정착방식 예

<그림 2.2.3> (a)의 돌출형 정착방식은 PSC빔 제작시 추가 긴장을 위한 정착구를 일체로 제작하고, 향후 PS강재를 설치하여 긴장력을 도입할 수 있는 구조이다. 그림 (b)의 마찰지지형 정착방식은 PSC빔 제작시 추가 긴장을 위한 정착구를 설치할 수 있도록 강봉 삽입용 구멍을 미리 뚫어두고, 필요시 강봉 삽입 및 정착구 설치, PS강재의 설치 과정을 거쳐 긴장력을 도입할 수 있는 구조이다.

돌출형 정착방식은 정착구가 주형과 일체로 제작되어, 구조적인 거동 파악이 비교적 용이하고, 비교적 큰 긴장력을 수용할 수 있는 구조라는 장점이 있다. 그러나, 실제로 추가 긴장을 도입할 확률에 비해 초기 비용이 다소 과다한 면이 있다. 반면에 마찰지지형 정착방식은 강재 정착장치를 삽입된 강봉으로 지지하기 때문에 주형과 정착구가 완전히 일체로 거동하기 어려우며, 강봉을 통해 긴장력이 주형으로 전달되는 구조이므로 도입 긴장력의 크기에 한계가 있다. 즉, 추가 긴장력이 큰 경우 정착장치의 크기가 과도하게 커질 우려가 있다. 그럼에도 불구하고 초기 공사비용의 증가가 많지 않기 때문에 향후 사용될 확률에 대비한 경제성은 매우 우수한 방식이다.

앞에서 예로 든 방식 외에도 외부긴장에 의한 PSC빔의 보강 방식에는 여러 가지가 있으므로 설계 대상 교량에 가장 적합하다고 판단되는 형식으로 정착방식을 선정하는 것이 바람직하다. 한편, 추가 긴장력 도입을 위한 보강방식들 중에는 특허 또는 신기술로 지정된 경우가 많으므로, 정착방식을 선정하기 전에 이러한 점을 미리 조사해 두는 것이 좋다.

2.2.5 정착부의 설계

(1) 추가 긴장을 위한 정착부의 설계는 도로교설계기준 □4.6 프리스트레스트 콘크리트□의 정착부 설계관련 규정을 따라야 한다.

(2) 추가 긴장을 위한 정착부의 설계에서는 정착방식의 특성에 따라 적절한 보강을 하여야 한다.

(3) 추가 긴장을 위한 정착부의 위치는 추가 긴장을 위한 작업공간이 충분히 확보될 수 있도록 결정하여야 한다.

【해설】

(2) 2.2.4절에서 제시한 돌출형 정착방식과 마찰지지형 정착방식은 긴장력의 전달 메커니즘이 서로 다르므로 정착부에서는 이에 따른 적절한 보강이 이루어져야 한다. 다음은 돌출형 정착방식과 마찰지지형 정착방식에 대한 정착부 설계시 고려해야 되는 사항에 대한 것이다.

정착돌기를 만들어서 외부 텐던을 긴장하는 돌출형 방식은 <그림 2.2.4>와 같이 복부 좌·우측에 대칭으로 돌기를 만들어 외부 PS강재를 정착하게 하는 것이 일반적이다.

<그림 2.2.4> 돌출형 정착부에서의 인장력 및 보강 예

돌출형 정착방식에서는 정착부에 T3, T4, T5와 같은 인장력이 발생하게 되므로 이에 대한 구조해석을 수행한 후 적절한 보강을 해야 한다. <그림 2.2.4>에서 P는 긴장력, e는 부재의 도심에 대한 긴장력의 편심, T3은 모서리(우각부)에 발생하는 인장력, T4는 정착부 전면(前面)에 발생하는 인장력, T5는 긴장력의 편심에 의한 휨모멘트(M=P·e)에 의해 발생하는 인장력이다. 이 외에도 외부텐던이 주거더의 상하방향으로 경사지게 설치되는 경우에는 이로 인해 발생하는 인장력을 추가로 고려하여야 한다. 한편, 정착 돌기의 형상 및 치수는 추가로 도입될 긴장력의 크기에 따라 결정된다.

마찰지지형 정착방식으로 정착부를 설치할 경우 정착부 주변에 발생하는 힘은 <그림 2.2.5>와 같다. 마찰지지방식의 경우에는 돌출 정착부 방식과는 달리 작용력이 T4와 T5만이 발생한다. 하지만, 추가 긴장력은 돌출 정착부 방식과 같기 때문에 철근 배근은 돌출정착부 방식과 동일하게 한다. 마찰지지방식에서 발생한 T4와 T5는 구분을 위하여 각각 T7과 T8로 표기한다. 여기서 Pb는 지압판에 가해진 압축력이다.

<그림 2.2.5> 마찰지지형 정착방식의 정착구에 발생하는 힘

한편, 마찰지지형 정착방식에서는 정착장치를 지지하기 위한 강봉이 삽입되어 강봉에 의한 지압력이 발생하므로 이에 대한 보강을 추가로 하여야 한다.

여기서, 언급한 방법과 다른 방식으로 정착방식을 선정한 경우에는 그에 따른 정착부의 해석을 별도로 수행한 후 보강을 하여야 한다.

(3) 추가 긴장을 위한 정착구의 설치 위치가 기존 가로보가 설치된 위치와 근접할 가능성이 높기 때문에, 설계시에 추가 긴장을 위한 긴장용 잭의 설치 및 긴장 작업 등이 가능한 지를 검토해야 하며, 필요시 정착구의 위치 또는 가로보의 위치를 변경하여 작업공간을 확보할 수 있도록 조치해야 한다.

2.2.6 변각부 새들의 설계

(1) 변각부 새들은 추가 긴장력이 가장 효율적으로 도입될 수 있도록 그 위치를 선정하여야 한다.

(2) 새들은 외부 PS강재를 효율적으로 배치할 수 있도록 하기 위하여 설치하는 것이므로, 외부 PS강재에 의한 상향력을 부재에 충분히 전달할 수 있는 구조로 하여야 한다.

(3) 새들의 종류는 새들을 설치할 위치의 구조적인 성능 및 시공성, 경제성 등을 종합적으로 고려하여 선정하여야 한다.

【해설】

(1) 변각부 새들은 추가 긴장을 위한 PS강재를 주거더의 외부에 돌출시키는 경우에 사용하는 별도의 부가장치이다. 손실긴장력 보완을 고려한 설계에서는 특정 부위에 대한 보강을 목적으로 하는 것이 아니라 교량 전체의 긴장력 손실을 보완하는 것을 목적으로 하기 때문에 교량 전체의 내하력을 최대한으로 증가시킬 수 있는 위치에 새들을 설치하는 것이 좋다.

(2),(3) 외부긴장방식에 의해 긴장력을 도입하는 구조에서는 정착장치와 변각부 새들을 통해 긴장력을 부재로 전달시키게 된다. 새들은 PS강재의 기울기를 변환시키기 위하여 사용되므로 새들에는 긴장력의 경사에 의한 연직방향 분력이 발생하게 된다. 일반적으로 새들이 설치된 위치에서 발생하는 연직방향 분력은 구조물에 유리하게 작용하므로, 이러한 상향력이 구조물에 확실하게 전달될 수 있도록 새들의 구조를 설계해야 한다. 현재 주로 사용되고 있는 새들은 <그림 2.2.6>과 같은 두 가지 방식을 들 수 있다.

(a) 매입형 새들	(b) 부착형 새들

<그림 2.2.6> 부착형 새들

① 매입형 새들

매입형 새들은 PSC빔 제작시 외부강선을 설치할 수 있도록 주거더의 중간하부에 미리 철근으로 보강하여 강선을 추가로 설치할 수 있도록 한 형식으로, 강선의 최소반경을 만족시켜 줄 수 있도록 견인용 강관(Guide Steel Pipe)을 미리 매입해 두어야 한다.

② 부착형 새들

부착형 새들은 손실긴장력 보완을 고려하여 제작되지 않은 기존의 PSC빔에 대한 보강시 철재를 이용하여 제작한 후 부착하여 설치하는 것으로 매입형과는 달리 교량의 손상형태에 따라 설치위치를 다양하게 변경할 수 있으며 역시 견인용 강관을 부착하여 설치토록 되어있는 방식이다. 하지만, 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계시에는 향후 필요시 새들을 설치할 위치를 미리 결정해야 하므로 기존의 장점은 사라지게 된다. 부착형 새들은 미리 새들을 설치해 두는 것이 아니라 향후 보강이 필요한 경우에 새들을 부착할 수 있도록 구체에 천공을 해 두고, 필요한 시점에 그 구멍에 강봉을 삽입한 후 강재 새들을 설치하는 방식이다. 따라서, 이 형식에서는 강봉 삽입용 구멍의 유지관리가 무엇보다도 중요하다고 할 수 있다.

이들 두 가지 형식에서 매입형은 PSC빔 제작시 미리 새들을 설치해 두므로 추가 긴장이 필요한 경우 신속한 보강 공사가 가능하므로 차량 통행 제한의 최소화가 가능하나, 미관상 불리하고, 향후 사용 가능성에 비해 다소 비경제적인 면이 있다. 한편, 부착형의 경우에는 실제로 추가 긴장이 필요한 시점에서 새들을 설치하므로 매입형에 비해 공사기간이 약간 증가하고, 미리 천공해 둔 구멍의 유지관리에 주의해야 하는 단점이 있는 반면에 경제성 및 미관 면에서는 매입형에 비해 유리하다. 따라서, 이러한 점을 종합적으로 고려하여 대상 교량에 대한 변각부 새들의 형식을 선정해야 한다.

본 지침에서 예시한 것 외에도 다음과 같은 변각부 새들의 기본적인 필요조건을 충족시킬 수 있다면, 어떤 형식이라도 사용될 수 있다. 즉, 새들의 유해한 변형이나 주거더로부터의 분리가 없어야 하고, 외부 PS강재보다 더 큰 강도를 가져야 한다. 따라서, 새들을 설계할 때는 PS강재의 인장강도에 해당하는 하중에 대해서도 새들의 구조적인 안전성을 검토해야 한다.

2.2.7 변각부 설계

(1) 추가 긴장용 PS강재로 직선텐던이 아닌, 굽힘 또는 곡선 텐던을 사용할 경우에는 변각부에 대한 설계를 하여야 한다.

(2) 변각부를 설계할 때는 최대 추가 긴장력과 변각에 따라 발생하는 최대 변각력에 대한 변각부의 지압응력을 검토하여야 한다.

(3) 지압응력에 대한 설계는 도로교설계기준의 관련 규정을 따른다.

(4) 변각용 새들을 설계할 때 과도한 국부응력으로 인한 텐던의 파단을 방지하기 위하여 새들은 최소곡률반경의 조건을 만족하도록 하여야 한다.

(5) 변각부에 대한 보강철근을 설계할 때는 다음 규정을 참고하는 것이 좋다.

① 인장철근은 하부플랜지의 상부 철근까지 충분히 정착시킨 띠철근으로 하고, 각각의 덕트를 둘러싸도록 배근한다.

② 균열을 제어하기 위해서는 긴장재 전체를 둘러싸는 폐합스터럽을 배치하며, 변각부의 내력을 계산할 때는 이 철근을 무시한다.

③ 띠철근과 폐합스터럽은 동일한 직경 및 간격으로 한다. 그 치수는 덕트의 곡률 및 바깥지름, 철근 간격, 정착길이 등에 의해 결정된다.

④ 덕트의 최상단 위치로부터 띠철근까지의 간격은 최소 3cm로 한다.

⑤ 폐합스터럽의 연직방향 내측 치수는 띠철근보다 적어도 5cm이상이 되도록 크게 해야 한다.

⑥ 띠철근에 사용되는 철근의 지름은 90°로 굽힘이 가능하도록 최대 치수를 D16 이하로 하고, 부득이하게 이보다 직경이 더 큰 철근이 필요한 경우에는 최소반경으로 굽혀서 사용하여야 한다.

【해설】

PS강재는 자체의 직선성과 강성으로 인하여 곡선배치시 긴장력 도입으로 인한 원호 바깥면의 국부적인 인장파괴가 발생할 수 있으며, 비부착식 텐던을 사용했을 경우에는 차량통행에 의한 충격으로 굴곡부가 지속적으로 덕트관과 마찰을 일으키기 때문에 많은 시간이 경과한 후에는 국부적인 마모에 의한 강선의 파단현상이 발생할 수 있다. 이러한 국부적인 항복파괴 현상을 방지하기 위해서는 <그림 2.2.6>과 같이 텐던의 최소곡률반경을 준수해야 한다. 또한, 텐던은 도입 긴장력이 클수록 그 직경이 커지기 때문에 긴장력에 비례하여 텐던의 곡률반경 또한 커지게 된다. 따라서, 텐던의 배치를 계획할 때 반드시 이러한 점을 고려하여야 한다.

<그림 2.2.6> 변각부에서 텐던의 최소곡률반경

2.2.8 기타 고려사항

(1) 예상한 손실량의 발생에 따라 추가 긴장력을 도입한 경우를 가정하여 도로교설계기준의 하중조합에 의거하여 교량 전체의 구조해석을 수행하고 필요시 보강을 하여야 한다.

(2) 설계도면에는 가정한 최대 손실량 및 이에 따른 보강 설계 내용을 모두 작성하여야 한다.

(3) 외부긴장방식에 의한 손실긴장력 보완을 하는 경우에는 외부 PS강재에 유해한 진동이 발생하지 않도록 설계해야 한다.

(4) 추가 긴장을 위한 정착구의 위치는

(4) 추가 긴장을 위한 외부 PS강재가 가로보를 통과하는 경우에는 가로보 설계시 이를 반영하여야 한다.

【해설】

(1) 기존 PS강재의 긴장력이 과다하게 손실되어 추가 긴장에 의한 보강을 하게 되면, 긴장력의 재분배에 따른 각 부재의 응력을 검토할 필요가 있다. 즉, 추가 긴장력을 도입한 경우에 대하여 하중조합을 하고, 그에 따른 각 부재의 응력을 검토하여 추가 긴장력을 도입한 이후에도 모든 부재가 관련 기준을 만족할 수 있도록 해야 한다.

(2) 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 설계에서는 일반적인 설계방법에 따른 설계도면은 물론이고 손실긴장력 보완을 고려한 부분에 대한 설계도면이 별도로 추가되어야 한다. 즉, 추가 긴장을 위한 PS강재의 배치, 추가긴장을 위한 정착장치 및 새들, 정착부 및 변각부의 보강, 추가 긴장순서 등에 대한 상세도면을 추가하여야 하며 이들 각각에 대한 시공시점 및 시공방법 등에 대한 주석을 첨부하여야 한다. 또한, 보강설계에서 목표로 한 손실량 및 추가 긴장량에 대해서도 명시하여야 한다.

(3) 외부 프리스트레싱 방식에서 추가적으로 발생하는 문제점 중 하나가 케이블의 진동이다. 긴장재의 고정점간 거리가 길고, 중간에 지지점이 없게 배치된 경우에는 상재 하중에 의한 주거더의 진동으로 인해 공진을 일으킬 가능성이 있다.

긴장재의 자유단 부분의 진동수가 구조계의 고유진동수에 근접하게 되면 차량의 운행에 의해 발생하는 구조물의 진동으로 인해 긴장재 자체가 진동하여 반복적인 휨응력이 구조물에 작용할 수 있다. 따라서, 긴장재의 고유진동수와 구조물의 고유진동수가 서로 달라지도록 조치를 취해야 한다. 이 방법에는 방진장치를 설치하여 긴장재의 진동지간을 짧게 하거나 적절한 감쇠성능을 부여하는 방법이 있다. 참고로, PSC 구조물의 고유진동수는 일반적으로 3∼5□ 정도이다.

PSC빔에 있어서 외부텐던방식의 경우에는 차량통행에 의한 주거더의 진동이 비교적 큰 편이기 때문에 이로 인한 공진뿐 아니라 새들이나 정착부에서 강선의 쏠림현상이 발생하여 강선의 국부적 파단이나 보호관의 파손이 발생할 우려가 높다. 따라서, 보강 텐던의 진동길이가 긴 경우에는 이를 방지하기 위한 별도의 텐던 지지장치가 필요하다.

외부 케이블의 고유진동주기는 케이블 자체의 관성이 없다고 가정하면, 아래 식으로 구할 수 있다.

[eqn: T sub n = 2l over n sqrt { m over F }]

여기서, l은 케이블 고정 지지대간의 거리, [eqn: F]는 긴장력, [eqn: m]은 케이블의 단위길이당 질량, [eqn: n]은 고려하는 진동주파수이다.

위의 식에 따른 계산을 하지 않는 경우에는 다음과 같은 방식으로 진동 지지대를 설치하면 된다. 일반적으로 케이블 정착부의 중간에 약 10m 간격으로 지지대를 설치하면 긴장재의 진동수가 10□ 이상이 되므로 유해한 진동이 발생하지 않는다. 따라서 방진장치를 10m 이내에 설치하는 경우에는 긴장재의 진동에 대한 검토를 하지 않아도 좋다. 단, 케이블의 고유진동주기가 0.1∼0.15초를 넘지 않는 범위에서는 구조물의 휨고유주기를 피하기 위해 고정지지점을 7∼8m 이내로 한다.

한편, 방진을 위한 고정지지점에서는 작은 힘만이 작용하므로 고정방법은 복부에 간단한 강재 고정장치를 설치하는 것으로 충분하다.

(4) 손실 긴장력 보완을 위한 추가 긴장재를 배치할 때 가로보를 통과하도록 한 경우에는 가로보를 설계할 때 미리 PS강재가 통과할 수 있도록 배려하여야 한다.

2.3 시공편

2.3.1 일반사항

(1) 손실긴장력 보완을 고려한 부분에 대한 시공은 도로교표준시방서에 따라야 한다.

(2) 손실긴장력 보완을 고려한 부분에 대한 시공을 할 때는 설계도면에서 PSC빔의 제작단계에서 수행하도록 한 것에 대해서만 시공에 반영하여야 한다.

(3) 시공 전에 추가 긴장을 위한 작업공간이 충분한지를 확인하여야 한다.

(4) 손실긴장력 보완을 위해 필요한 부분으로 외기에 노출되어 있는 곳에 대해서는 유지관리를 철저히 수행할 수 있도록 필요한 조치를 취해 두어야 한다.

【해설】

(2) 손실긴장력 보완을 고려한 시공은 PSC빔의 제작 과정에서 반영해야 될 사항과 실제로 추가 긴장을 하게 되는 경우에 반영해야 되는 사항으로 구분된다. 따라서, PSC빔을 제작하기 전에 손실긴장력 보완을 고려한 설계 의도를 확실하게 이해하는 것이 중요하다.

(4) 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔이 실제로 효과를 발휘하기 위해서는 추가 긴장에 사용하기 위해 준비해 둔 부재 또는 기기에 대한 유지관리가 매우 중요하다. 즉, 돌출형 정착방식의 경우에는 정착구가 파손되지 않도록 해야 하며, 마찰지지형 정착방식에서는 정착장치를 지지하기 위한 강봉 삽입용 구멍의 유지관리가 무엇보다도 중요하다. 따라서, 손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔의 제작 후에는 이러한 중요 부분에 대한 유지관리지침을 별도로 작성하여 그 성능을 지속적으로 확보할 수 있도록 해야 한다.

2.3.2 긴장력 손실량의 추적

손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔에 대해서는 긴장력의 손실량을 추정할 수 있는 항목을 지속적으로 조사한 후 기록하여야 한다.

【해설】

손실긴장력 보완을 고려한 PSC빔에 있어서 설계에서 가정한 긴장력의 손실이 발생할 경우 추가 긴장을 하여야 하는데, 사용중인 PSC빔교에서 현재 긴장력을 측정하는 것은 매우 어렵다. 따라서, 긴장력의 손실량을 직접 측정하는 것을 대신하여 긴장력의 변화를 역으로 추정할 수 있는 방법으로 솟음(Camber)량의 변화를 측정하는 것이 효과적이라고 알려져 있다. 즉, 교량의 시공 직후부터 솟음량을 주기적으로 계측, 기록하고 그 변화량을 역으로 평가하므로써 교량의 상태 및 긴장력의 손실량을 추정하여 추가 긴장이 필요한 시점을 결정할 수 있게 된다. 따라서, 교량관리주체에서는 주기적으로 솟음량을 계측, 기록하여 필요시에 현재 긴장력을 추정할 수 있는 근거를 마련해 두는 것이 바람직하다.

제 3 장 받침 교체를 고려한

교량의 설계 및 시공편

제 3 장 교량받침의 교체를 고려한 설계 및 시공

3.1 일반사항

(1) 이 지침은 받침의 교체를 고려한 교량의 설계 및 시공에 관한 것이다.

(2) 이 지침의 적용은 교량의 공용기간 중에 받침교체가 이루어질 것으로 예상되는 신설 교량을 대상으로 한다.

(3) 받침교체를 고려한 교량의 설계 및 시공은 교량 설계시 향후 받침교체를 위한 작업공간을 확보하고, 인상 위치에서의 상·하부구조물을 미리 보강하는 한편, 교체가 가능하도록 받침과 상·하부구조물을 연결하는 것을 모두 포함한다.

【해설】

(2) 교량받침은 관련 기술의 발전으로 인하여 과거에 비해 그 내구성이 많이 향상되었지만, 아직까지 교량 공용중에 예상치 못한 문제점이 발생하여 보수·보강 및 교체 등이 필요한 경우가 많다. 교량받침의 수명을 극대화하기 위해서는 교량의 거동 특성에 적합한 받침 형식 및 용량을 선정하고, 정밀 시공을 하는 것이 무엇보다도 중요하다. 또한, 외기에 노출되어 있어 유지관리가 취약한 받침의 특성을 감안하여 수시 점검이 가능하도록 접근로를 확보하는 것이 필요하다. 그럼에도 불구하고 받침 자체의 내구성의 한계로 인하여 교량의 사용기간 중에 받침교체가 불가피한 경우가 많이 있으므로 이를 위해서는 교량을 설계할 때 받침교체에 필요한 사항을 반영하므로써 교량의 상시적인 안전성을 확보하고, 효율적인 유지관리가 가능하도록 하는 것이 바람직하다.

(3) 교량받침의 교체를 위해서는 상부구조물의 인상이 불가피하다. 교량 설계시 이에 대한 고려를 하지 않은 경우에는 상부구조물을 인상할 때 교량의 안전성에 문제가 발생할 수 있으므로 잭업 위치에서의 상·하부구조물에 대한 적절한 보강이 필요하다. 또한, 상부구조물의 인상을 위해서는 잭을 설치할 공간이 필요한데 이를 고려하지 않고 설계된 교량에서는 받침교체 작업시 인상용 잭의 설치를 위한 공간 확보를 위해 브라켓을 설치하는 등 별도의 공정이 추가되어야 하는 문제점도 있다. 한편, 받침 교체를 위해서는 상·하부 구조물로부터 받침을 쉽게 분해할 수 있어야 하므로, 받침과 상·하부 구조물과의 연결에 대한 설계 및 시공시 이를 고려하여야 한다.

이와 같은 점들은 교량 최초 설계시에 고려하여야 가장 경제적이면서도 효과적인 대비를 할 수 있으므로, 신설되는 교량에 대해서는 잭업 위치 등을 미리 결정하여 상·하부구조물에 대한 구조를 검토한 후 보강을 수행하고 받침교체를 위한 작업공간을 확보해 두는 것이 바람직하다.

3.2 설계편

(1) 교량받침 및 받침부의 설계는 도로교설계기준의 관련 규정을 따른다.

(2) 교량받침과 상·하부구조물과의 연결은 유지관리를 고려하여 분해 및 조립이 쉽게 이뤄질 수 있도록 설계하는 것이 좋다.

(3) 받침부의 유지관리 및 교체 편의를 위하여 하부구조물 상단과 상부구조물 하단 사이의 공간(거더밑공간)은 40cm 이상이 되도록 하는 것이 좋다.

(4) 교량받침을 교체하기 위한 잭업 위치는 시공이 가능한 범위에서 지점부와 최대한 가깝게 하는 것이 좋다.

(5) 잭업 위치에 대해서는 적절한 방법으로 상·하부구조물을 구조 검토하고 보강하여야 한다.

(6) 교량 받침부의 연단거리는 받침교체를 고려하여 결정하여야 한다.

(7) 받침교체 공사에 따른 작업순서도 및 기타 관련 사항 등에 대한 내용을 설계도면에 포함시켜야 한다.

【해설】

(2) 받침과 교량 상·하부구조물과의 연결부는 분해 및 조립이 용이한 구조이어야 한다. 받침 상부판과 소울플레이트가 용접으로 연결된 경우에는 소울플레이트의 손상 우려가 있고, 작업성도 좋지 않으므로 가능한 한 볼트로 연결하여 손쉽게 분해, 조립을 할 수 있도록 하는 것이 좋다. 이때, 볼트의 크기 및 개수는 받침에 작용하는 수평반력을 충분히 견딜 수 있도록 결정해야 한다.

(3) 인체의 일부(머리 및 어깨)가 들어가서 받침을 조사하고, 유압잭을 설치하기 위하여 거더밑공간(하부구조물 상단과 상부구조물 하단 사이의 공간)을 40cm 정도 확보하는 것이 좋다. 특수교량을 제외한 중소규모 교량에 사용되는 받침의 높이는 대부분 40cm보다 작으므로 받침대 콘크리트(Bed Concrete)의  높이를 조절하여 필요한 공간을 확보하게 된다. 한편, 슬래브교나 PSC빔교와 같은 소규모 교량에서는 거더밑공간을 40cm이하로 하더라도 받침교체작업이 가능한 경우가 많으므로, 이와 같은 경우에는 미리 유압잭의 치수를 조사한 후, 이의 설치가 가능한 만큼의 높이만큼만 확보해도 좋다. 단, 이 경우에도 이물질 제거 등 받침의 유지관리가 가능한 최소한의 높이를 확보해야 한다.

<그림 3.2.1> 거더밑공간의 정의 및 유지관리를 고려한 받침부 설계 예(강교)

(4) 상부구조물의 잭업 위치(유압잭 설치 위치)를 지점부에 가깝게 할수록 여러 가지 면에서 유리하다. 즉, 상부구조물을 인상하면 지점 위치의 변화에 따라 구조계의 거동에 변화가 발생하는데, 지점 위치의 변화가 작을수록 그 영향은 감소하게 된다. 이외에도 인상용 잭의 설치를 위해 하부구조물의 두부가 커져야 하는 경우, 그 증가량을 최소화할 수 있는 이점이 있으므로 받침의 분해 및 조립, 소울플레이트의 설치 등이 가능한 범위 내에서 인상위치를 지점부에 가능한 한 가깝게 하는 것이 좋다.

(5) 유압잭이 설치되는 위치에서의 상·하부구조물은 인상 하중에 대한 구조 검토를 수행한 후 적절한 보강을 미리 해 두어야 한다. 이는 향후 받침 교체시 상·하부구조물에 대한 별도의 보강 없이도 작업이 가능하도록 하기 위함이다. 한편, 설계도면에는 잭업 위치를 명확히 표기하고, 구조물 완공 후에는 외관상 잭업 위치를 구분할 수 있도록 해당 위치에 적절한 표시를 하는 것이 바람직하다.

(6) 철근콘크리트 교각 또는 교대에서는 받침교체를 위한 잭업 위치에서 명확한 하중저항구조를 갖추어야 한다. 이를 위해서는 소정의 연단거리를 확보해야 하는데, 도로교설계기준 5.4.2절 □교좌의 설계□ 편에서는 하부구조 정부(頂部)에 있어서 교축방향의 받침 연단과 하부구조 정부 연단 사이의 거리, [eqn: S](cm)를 다음 값 이상으로 하도록 하고 있다.

① 거더의 경간 길이 100m 이하 : [eqn: S=20+0.5L]

② 거더의 경간 길이 100m 이상 : [eqn: S=30+0.4L]  단, [eqn: L]은 경간 길이(m)

<그림 3.2.2>에서 보는 바와 같이 고무받침과 강제(鋼製)받침에 대한 연단거리에 대한 기준은 서로 다르다. 강제받침의 경우 받침이 교좌부에 직접 설치되어 있고 받침 단부에서 교좌부에 균열이 발생할 가능성이 크므로, 받침 단부에서 하부구조물 연단까지의 거리를 연단거리로 한다. 고무받침의 경우에는 받침을 고정시키기 위한 앵커볼트의 중심에서 하부구조물 연단까지의 거리가 연단거리이다. 이는 받침부의 파괴형상의 차이에서 비롯된 것이다. 사교 혹은 곡선교의 경우에는 <그림 3.2.3>과 같이 하부구조 정부 연단과의 최단거리 방향으로 연단거리를 확보해야 한다.

한편, 이와 같이 산정된 연단거리는 도로교설계기준 내진설계편의 6.4.8절에 제시된 최소받침지지길이와의 비교를 통해 큰 값을 적용해야 한다. 교축직각방향에 대해서도 교축방향과 동일한 방법으로 연단거리를 산정한다.

(a) 고무받침	(b) 강제(鋼製)받침

<그림 3.2.2> 연단거리의 정의

<그림 3.2.3> 사교 및 곡선교의 연단거리

<그림 3.2.4> 상부구조 인상을 위한 유압잭의 설치 예

받침교체를 위해 사용되는 유압잭은 <그림 3.2.4>와 같이 받침 또는 받침대 콘크리트 옆에 설치하는 것이 일반적이므로, 교량 설계시 미리 유압잭의 치수를 조사하여 유압잭의 설치가 가능한지 검토해야 한다. 도심지의 고가교량과 같이 주위 여건 등으로 유압잭의 설치에 필요한 충분한 연단거리를 확보하기 어려운 경우에는 별도의 조치를 취하여 필요시 손쉽게 유압잭을 설치할 수 있도록 해야 한다.

(7) 교량의 설계도면에 받침교체와 관련된 사항을 추가하므로써 향후 유지관리에 이용하기 위하여 이 조항을 마련하였다. 받침교체와 관련한 설계도면에는 유압잭의 용량 및 제원, 설치 위치 등을 명기하여야 하며 상부구조물의 인상량과 잭업위치에서의 소울플레이트 및 지압판의 치수, 재료 등에 대해서도 언급하여야 한다. 또한, 실제로 받침교체공사를 할 경우를 가정하여 작업 순서도를 미리 작성하여 설계 의도대로 공사가 가능한지를 검토해야 한다.

한편, 하부구조물에 작업공간이 확보되지 못한 경우에 대해서는 향후 받침교체공사시에 작업공간의 확보할 수 있는 방안을 구체적으로 작성하여 설계도서로 명문화하여야 한다.

3.2.1 인상하중 및 설계안전율

(1) 상부구조물을 인상하는 경우에 작용하는 설계 하중은 교량의 형식 및 인상방법, 인상 높이 등을 고려하여 구조해석을 수행한 후 그 결과에 따라 결정하는 것이 바람직하다.

(2) (1)항과 같이 인상하중을 구하지 않은 경우 잭업 위치에서 작용하는 인상하중의 크기는 상시하중(고정하중+활하중)에 의한 반력의 1.5배를 취할 수 있다.

(3) 인상하중에 대한 보강재를 설계할 때는 부재의 허용응력을 25% 증가시켜서 적용해도 좋다.

【해설】

(1) 상부구조물을 인상하려면, 받침에 작용하는 반력보다 더 큰 힘이 필요하다. 이러한 인상력은 지점의 위치(교량 단부 또는 중간지점부 등)와 인상방법(동시인상 여부), 인상높이, 공사중 차량통행 허용 여부 등에 따라 달라지게 된다. 이외에도 유압잭의 설치 위치 및 상부구조물의 휨강성 등도 인상력에 영향을 미치는 요인이 된다. 따라서, 이와 같은 점들을 모두 고려하여 구조해석을 수행한 후, 그 결과를 이용하여 인상하중을 구하는 것이 바람직하다. 이 결과는 인상용 유압잭의 용량을 결정하는 데에도 유용한 자료가 된다.

(2) 인상하중은 받침에 작용하는 반력의 크기와 밀접한 관계가 있으므로 교량의 설계 과정에서 구해진 반력을 이용하여 인상하중을 구하는 방법을 생각할 수 있다. 그러나, 국내 도로교설계기준에는 인상하중과 관련된 규정이 제시되어 있지 않은 상태이며, 다만 1997년에 건설교통부에서 발간한 □강도로교 상세부 설계지침□에 □3.4.3 Jack-up용 보강재□의 설계와 관련하여 다음과 같은 규정이 있다.

□보강부재의 설계시의 설계반력은 평상시 지점반력(고정하중+활하중)의 50%를 할증한 값을 사용하여 허용응력을 25% 할증시켜 검토한다(차량통행시에도 교체가 가능하도록 배려한 것임).□

한편, 미국의 □AASHTO LRFD Bridge Design Specifications(1998)□에서는 인상하중과 관련하여 다음과 같이 규정하고 있다.

□교량 관리주체가 특별히 규정하지 않는 한, 인상을 위한 설계하중은 인상 지점에 가까이 있는 받침에서 고정하중 반력의 1.3배 이상을 취해야 한다. 만약, 상부구조의 인상 작업중에 차량 통행을 통제하지 않는 경우에는 여기에 하중계수를 곱한 활하중 반력을 포함시켜야 한다.□

이상과 같은 규정들을 종합해 볼 때, 받침교체 공사중에 차량 통행을 허용할 수 있도록 상·하부구조물을 보강하는 것이 바람직하며, 타 지침과의 규정의 일관성을 감안하여 강도로교 상세부 설계지침에 제시된 바와 같이 상시하중에 의한 반력의 1.5배를 취하도록 하였다.

(3) 인상하중은 일시적으로 작용하는 하중으로서 가설시 하중과 유사한 특성을 지니고 있으므로 도로교설계기준에 제시된 가설시 하중에 대한 증가계수 1.25를 적용하기로 한다.

3.2.2 상부구조물

3.2.2.1 일반사항

(1) 교량받침과 상부구조물의 연결은 상부구조물의 형식을 고려하여 받침의 교체 및 유지관리가 용이하도록 설계하여야 한다.

(2) 교량받침과 연결되는 부위에서의 상부구조물에는 집중력이 작용하므로 도로교설계기준에 따라 충분한 보강을 하여야 한다.

(3) 유압잭이 설치되는 위치에서의 상부구조물은 인상하중에 대응하여 충분한 보강을 하여야 한다.

(4) 유압잭의 설치 위치는 가능한 한 주거더에 설치하는 것이 좋으며, 부득이하게 가로보에 유압잭을 설치한 경우에는 가로보를 충분히 보강해야 한다.

(5) 한 개의 지점에 여러 개의 유압잭이 설치된 경우에는 동시에 잭업을 실시하여 상부구조물의 부등 인상이 발생하지 않도록 하는 것이 바람직하지만, 여러 가지 요인에 의하여 불균등인상이 될 경우를 감안하여 불균등인상이 상부구조물에 미치는 영향을 검토해야 한다.

【해설】

(1) 교량받침의 상부판을 교량 상부구조물에 연결하는 방법은 상부구조물의 형식에 따라 달라진다. 즉, 강교의 경우에는 주형에 부착시킨 소울플레이트를 이용하여 받침의 상부판과 연결하게 되며, 콘크리트교에서는 강판을 콘크리트 거더의 지점부에 매입한 후 이를 받침의 상부판과 연결한다. 이때, 받침과 상부구조물이 손쉽게 분해 및 조립될 수 있도록 소울플레이트와 받침 상부판의 연결은 볼트 연결로 하는 것이 바람직하다.

(3) 잭업 위치에서의 상부구조물에 대해서는 3.2.1의 규정에 따라 구한 인상하중에 대하여 해당 지점부와 유사한 방식으로 보강을 하여야 한다.

(4) 일반적으로 주거더의 지점부는 충분한 보강이 되어 있으며, 다른 부재에 비하여 강성도 큰 편이므로 주거더에 유압잭을 설치하는 것이 여러 가지 면에서 유리하다. 하지만, 하부구조물의 공간 제약 등으로 주거더에 유압잭을 설치할 수 없는 경우에는 부득이하게 가로보 또는 격벽에 유압잭을 설치하는 경우도 있다. 이러한 경우에는 인상하중에 대해 충분히 저항할 수 있도록 가로보의 단면을 확대하고, 잭업 위치에 대한 보강을 해야 한다.

(5) 슬래브교나 다주형교와 같이 한 지점에 받침 개수가 많은 경우에는 받침 개수만큼의 유압잭을 설치한 후 지점을 동시에 인상하는 것이 일반적이다. 그러나, 유압잭의 기계적인 오차 등으로 인하여 불균등 인상될 확률이 있으므로 이에 대한 검토를 하는 것이 좋다. 한편, 인상하는 높이가 낮을수록 불균등 인상에 의해 발생하는 단면력이 감소하므로 받침교체에 필요한 최소한의 높이만 인상하는 것이 중요하다.

3.2.2.2 강교의 경우

(1) 받침부의 소울플레이트와 잭업 위치에서의 소울플레이트는 도로교설계기준 2.4.2.5절에 따라 설계해야 한다.

(2) 잭업 위치에서의 상부구조물에는 인상하중에 대한 보강재를 설치해야 한다.

(3) 상부구조물 인상시 지점 위치의 이동에 따른 각 부재의 응력 변동에 대하여 검토하고 필요시 보강을 실시하여야 한다.

【해설】

(1) 도로교설계기준에서는 소울플레이트 및 받침판의 두께를 22mm 이상으로 하도록 규정하고 있다. 잭업 위치에서의 소울플레이트도 이 규정을 따라야 한다. 한편, 소울플레이트를 설계할 때는 다음 사항을 추가로 고려하여야 한다.

① 소울플레이트는 받침에 작용하는 수평력에 충분히 저항할 수 있도록 용접이나 볼트 연결에 의해 상부구조물에 고정시킨다.

② 잭업 위치의 소울플레이트는 유압잭의 두부의 치수보다 크게 해야 하며, 인상하중에 의한 집중력을 분산시킬 수 있는 충분한 치수로 설치해야 한다.

③ 받침 위의 소울플레이트는 받침 상부판과의 연결을 위한 볼트 구멍을 미리 뚫어두어야 한다.

(2) 강교의 경우, 인상 위치에서 상부구조물을 보강하지 않았을 경우 받침 교체시에 현장에서 수직보강재를 설치한 후 인상을 하게 된다. 이 경우, 작업조건이 좋지 않기 때문에 품질관리에 문제가 발생할 수 있으며, 기존 부재에도 나쁜 영향을 줄 수 있다. 따라서, 교량 최초 시공시에 이를 미리 설치해 두는 것이 좋다.

<그림 3.2.5>와 <그림 3.2.6>에서는 일반적으로 많이 적용되고 있는 강교 형식인 플레이트거더교와 강박스거더교에서의 잭업 위치에 대한 보강재의 설치 예를 보여주고 있다.

(3) 받침교체시에는 지점 위치의 이동으로 인하여 전체 구조계에 변화가 발생하며, 특히 교축직각방향에 대해서는 지점 위치가 많이 달라지는 경우가 있으므로 이에 대해서는 별도의 검토를 통해 각 부재의 안전성을 확인해야 한다. 특히, 한 지점의 상부구조물을 동시에 인상하는 계획을 수립한 경우에도 여러 가지 요인에 의하여 불균등 인상의 가능성이 있으므로 이에 따른 부재의 응력 변동을 검토하는 것이 좋다. 한편, 교량 단부에는 지점 위치의 변화로 인하여 교축방향 모멘트가 추가로 발생하게 되므로 이를 고려해야 한다.

(a) 신축이음부	(b) 연속부

<그림 3.2.5> 플레이트거더교의 인상위치에 대한 보강 예

(a) 1개의 박스거더에 1개의 받침이 있는 경우

(b) 1개의 박스거더에 2개의 받침이 있는 경우

<그림 3.2.6> 강박스거더교의 인상위치에 대한 보강 예

3.2.2.3 콘크리트교의 경우

(1) 받침의 교체 및 유지관리의 편의성을 제공하기 위하여 지점부는 받침을 분리하기 쉬운 구조로 설계해야 한다.

(2) 받침 교체를 위한 잭업 위치에는 소울플레이트를 설치하는 것이 좋으며, 잭업 위치의 상부구조물에는 인상하중에 대응한 보강철근을 배치하여야 한다

(3) 상부구조물 인상시 지점 위치의 이동에 따른 각 부재의 응력 변동에 대하여 검토하고 필요시 보강을 실시하여야 한다.

【해설】

(1) 기존의 콘크리트 교량에서는 받침을 상부구조물에 고정할 때 받침 상부판을 콘크리트 거더에 직접 고정시킴으로써 받침 교체시 상부구조물을 손상시켜야 하는 경우가 많았다. 이는 공사비 및 공사기간을 증가시키는 원인이 될 뿐만 아니라, 교량의 안전성에도 문제가 될 수 있으므로 받침 상부판 위에 별도의 강판을 추가하여 상부구조물과 받침 상부판을 연결하는 구조로 해야 한다. 상부구조물을 받침 위에 거치할 때 시공상 큰 어려움이 없는 경우에는 미리 볼트 구멍을 뚫어 둔 강판(소울플레이트)을 상부구조물 지점부에 매입시킨 후 이를 받침 상부판과 볼트 연결하는 구조로 하는 것이 좋다(그림 3.2.7 (a) 참조).

(a) 상부구조물과 받침의 체결이 쉬운 경우

(b) 상부구조물과 받침의 체결이 어려한 경우

<그림 3.2.7> 콘크리트교에서의 받침과 상부구조물의 연결부 설계 예

그러나, 시공상의 어려움이 있는 경우에는 매입플레이트(Soffit Plate)를 미리 상부구조물에 매설한 후, 받침 거치시 현장에서 소울플레이트와 용접으로 연결하는 방법도 있다(그림 3.2.7 (b) 참조). 이때 소울플레이트에는 받침 상부판과의 연결을 위한 볼트 구멍을 미리 뚫어 두고, 받침을 고정하고 수평력을 전달하기 위한 앵커 및 스터드 등은 매입플레이트(Soffit Plate)에 부착시키는 구조로 하게 된다. 한편, 앵커볼트 및 스터드는 받침에 작용하는 수평력에 충분히 저항할 수 있도록 설계해야 한다.

(2) 콘크리트교의 잭업 위치에서의 소울플레이트는 교량 설계시 미리 설치해 두는 것이 좋다. 이 소울플레이트는 받침의 조립 및 분해가 가능하도록 받침 단부에서 일정 거리를 떨어뜨려야 한다.

인상위치의 상부구조물에는 인상 하중에 의한 집중하중이 작용하므로 지점부와 유사한 보강이 필요하다. <그림 3.2.8>에서는 PSC빔교의 잭업 위치 및 단부보강 철근의 배치 예를 보여주고 있다. PSC빔교의 단부는 지점부 보강 및 정착부 보강 등으로 인하여 이미 많은 철근이 배치되어 있으므로, 인상하중에 대한 구조 검토후 필요한 경우에만 철근을 추가로 배치하면 된다. 한편, 일반적으로 도로교에 적용되는 PSC빔교의 단부 길이는 60cm 정도로 여기에 받침과 유압잭을 동시에 설치하는 것이 어렵기 때문에, 단부 길이를 좀 더 확장하여 유압잭이 PSC빔 단부 내에 설치되도록 하는 방법도 있다. 하지만, 소울플레이트의 설치가 가능하고 인상하중에 대하여 충분히 보강된 상태라면 굳이 단부를 확대할 필요는 없을 것이다.

<그림 3.2.8> PSC 빔교에서의 잭업 위치 및 단부 보강 예

<그림 3.2.9>에서는 PSC 박스거더교에서의 단부 및 중간 지점부에서의 인상 위치를 보여주고 있다. 이 경우 상부구조물 인상시의 지점 조건에 대해 격벽부의 구조검토를 수행한 후, 필요시 보강하여야 한다. PSC 박스거더교의 경우 반력이 크기 때문에 유압잭의 치수가 커져서 유압잭의 위치가 격벽 중앙부에 가깝게 될 가능성이 높다. 이 경우 박스거더의 단면이 횡방향 처짐이 발생하여 상부슬래브에 인장력이 발생하게 되므로 이에 대한 보강을 추가해야 한다.

<그림 3.2.9> PSC 박스거더교에서 잭업 위치 예시

<그림 3.2.10> 지점부 및 잭업 위치에서의 격자보강철근 예 (D13 600×600)

(3) 받침교체시의 인상하중에 의해 콘크리트 상부구조물에 발생하는 인장응력에 대해서는 별도의 검토가 이루어져야 한다. 특히, 박스거더 단면인 경우에는 지점 위치의 이동에 의한 횡방향 해석을 별도로 실시하여 필요한 경우 추가의 보강철근을 배치해야 한다. 잭업 위치에서의 응력 집중에 대한 보강은 지점부와 유사하게 격자철근을 배치한다(그림 3.2.7 참조). 이 경우, 격자철근은 소울플레이트의 길이 및 폭보다 10cm 정도 넓게 배치하는 것이 좋다.

3.2.3 하부구조물

(1) 받침부를 설계할 때는 도로교설계기준 2.4.2.5절과 5.4.2절을 따라야 한다.

(2) 받침부에 받침대 콘크리트를 설치하는 경우에는 받침에 작용하는 반력이 충분히 전달될 수 있도록 받침대의 높이를 제한하여야 한다.

(3) 받침부 및 유압잭 하단부는 반력 및 인상하중에 대한 구조 검토 후 지압응력 및 인장응력에 대해 충분한 철근 보강을 하여야 한다.

(4) 상부구조물 인상시 지지점의 변화 및 불균등 인상 등에 따른 하부구조물 지지부의 안전성을 검토해야 한다.

(5) 하부구조물에는 받침교체에 필요한 작업공간을 확보해야 하며, 여건상 작업공간의 확보가 어려운 경우에는 별도의 조치를 취해야 한다.

【해설】

(2) 거더밑공간의 확보 또는 유지관리 등의 이유로 받침 하단에 받침대 콘크리트를 설치하는 경우에는 <그림 3.2.11>과 같이 받침대의 높이를 받침대부의 받침지지거리 이하로 제한하여 받침부에 충분한 지압이 전달되도록 해야 한다.

[eqn: rm h<=r]

여기서, h : 받침대 콘크리트의 높이

r : 받침대부의 받침지지거리

<그림 3.2.11> 받침대 콘크리트의 높이 제한

(3) 받침 하단부는 반력에 의한 집중하중을 직접 받는 부분이므로 지압응력, 할렬응력, 파열응력 등에 의해 발생하는 국부응력에 대한 보강을 하여야 한다. 마찬가지로 유압잭 하단에서는 인상하중에 의한 집중력에 대한 구조 해석을 수행한 후 지압 및 인장에 대한 충분한 보강을 추가하여야 한다.

<그림 3.2.12>에서는 연속교에서 중간 지점부를 인상하기 위해 받침 양쪽으로 유압잭을 설치하여 상부구조를 인상하는 경우의 교각에 대한 보강 예를 보여주고 있다. 그림에서 보는 바와 같이 지점부와 함께 잭업 위치에서도 인상하중에 대한 검토 후에 할렬응력(Spalling stresses)과 파열응력(Bursting stresses)에 대해서 충분한 인장보강철근을 배치해야 하며, 유압잭의 하단에는 지압에 견딜 수 있도록 격자 보강철근 등을 배치해야 한다.

<그림 3.2.12> 교좌부 및 잭업 위치에서의 철근 보강 예

(4) 교대나 신축이음부 등 교각 단부에서는 잭업시 지지점의 변화에 따른 추가의 교축방향 모멘트가 발생하게 된다. 한편, 한 지점을 동시에 인상하는 경우에도 불균등 인상으로 인한 교축직각방향 모멘트가 발생할 수 있다. 이 경우, 하부구조물 단부에 응력의 증가가 발생하게 되므로 이에 대한 검토를 해야 하며, 필요시에는 2축 재하에 따른 응력을 검토해야 한다. 이때 작용 하중으로는 인상하중을 고려해야 하며, 편심에 의해 추가되는 모멘트는 도로교설계기준 5.3.2절에 의거하여 산정하고, 필요시 적절한 보강을 하여야 한다.

(5) 기존의 교량에서 교량 받침을 교체하고자 할 때 공사비와 공사기간의 증가를 유발시키는 가장 큰 요인은 하부구조물 상단에 유압잭을 설치할 공간이 부족하다는 점이었다. 따라서, 하부구조물을 설계하면서 받침지지거리를 결정할 때 상부구조물 인상을 위해 사용할 유압잭의 제원을 미리 조사한 후 이 유압잭이 올라갈 수 있는지를 검토하여야 한다. 그러나, 인접한 구조물 등의 영향으로 하부구조물 두부의 치수에 제한이 있어서 부득이 유압잭을 설치할 공간을 확보하지 못한 경우에는 교량 설계단계에서 상부구조 인상 계획을 미리 수립하고, 설계 단계에서 이를 반영함으로써 필요시 손쉽게 유압잭을 설치할 수 있도록 해야 한다.

3.2.4 교량받침

(1) 교량받침을 상부구조물 및 하부구조물과 연결할 때는 분해 및 조립의 편의성을 고려하여 볼트연결을 하는 것이 좋다.

(2) 교량받침과 상·하부구조물을 볼트 연결할 때에는 수평력을 충분히 전달할 수 있도록 설계해야 한다.

(3) 콘크리트교에서 앵커볼트가 받침 상·하부판에 용접으로 연결되었거나 수평력의 전달을 위해 받침 하부판에 스터드를 설치해야 되는 경우에는 받침 하부판 아래에 별도의 강판을 두고 여기에 앵커볼트 또는 스터드를 용접하고, 이 강판과 받침 상·하부판은 볼트로 연결해야 한다.

【해설】

기존 교량에서 받침교체 작업을 할 때 발생하는 문제점 중 하나는 교량 구조물에서 손상된 받침을 분리해 내는 것이 어렵다는 점이다. 강교의 경우에는 소울플레이트와 받침 상부판이 용접으로 연결되어 있고, 콘크리트교의 경우에는 받침 상부판에 직접 부착된 앵커볼트가 상부구조물에 매설되어 있어서 받침을 상부구조물에서 분리하는 것에 많은 문제점이 발생하였다. 또한, 받침 하부판과 받침 지지용 앵커볼트가 직접 연결되어 있는 경우에는 받침을 분리시키기 위해 하부구조물에 손상을 입히는 것이 불가피하였다. 따라서, 이러한 문제점을 해소시키기 위해서는 받침을 상·하부구조물에 고정시키는 부분을 설계할 때 특히 주의를 기울여야 하며, 손쉽게 이들간의 분리 및 조립이 가능하도록 하는 것이 좋다.

<그림 3.2.13>에서는 받침과 상·하부구조물을 볼트로 연결하는 경우에 대한 예를 보여주고 있다. 이때 볼트의 개수 및 직경 등은 지점에 작용하는 수평반력을 충분히 전달할 수 있도록 설계해야 한다. 또한, 소울플레이트와 받침 상부판을 볼트로 연결할 때 너트를 사용하지 않는 구조에서는 차량하중 등에 의해 볼트가 풀릴 우려가 높으므로 이에 대한 별도의 대책을 수립해야 한다. 한편, 받침 상·하부판과 연결되는 소울플레이트에는 미리 볼트구멍을 뚫어둔 후 받침 설치시 받침 상·하부판과 볼트로 연결될 수 있도록 해야 하며, 지진력 등에 의한 수평력에 대해 연결부위가 안전한지를 검토해야 한다.

<그림 3.2.13>의 (a)에서는 받침 상부판과 소울플레이트만 볼트로 연결하는 방법과 주거더까지 한꺼번에 볼트로 연결하는 방법을 보여주고 있다. 좌측 연결부의 경우에는 소울플레이트에 볼트 구멍을 미리 만든 상태에서 받침 상부판에 볼트를 끼운 후 소울플레이트에 체결하는 방법으로 차량 하중에 의한 진동 등으로 인하여 볼트가 풀릴 염려가 크기 때문에 별도의 조치를 취해서 볼트가 풀리지 않도록 해야 한다. 우측 연결부는 주거더의 하부플랜지와 소울플레이트, 받침 상부판을 일직선으로 관통하는 구멍을 뚫은 후, 볼트와 너트를 이용하여 한꺼번에 이들을 체결하는 방법으로 수평력에 대한 저항성이 좋고, 상대적으로 볼트가 풀릴 확률이 낮다. 이와 같은 방법으로 받침을 연결하기 위해서는 주거더에 받침 상부판을 미리 연결한 상태에서 거치시켜야 시공이 가능하게 되므로 설계시 이 점을 고려하여 시공순서를 제시해야 한다.

한편, 받침 상부판과 소울플레이트의 연결부를 설계할 때는 작용 수평력에 충분히 저항할 수 있도록 볼트 개수 및 치수 등을 결정하여야 한다.

그림 (b)에서는 콘크리트교에서의 연결 방법을 보여주고 있다. 콘크리트교에서는 받침의 고정 및 수평력의 전달을 위하여 앵커소켓을 설치하는 것이 좋으며, 수평력이 큰 경우에는 스터드를 설치하여 수평력에 대한 보강을 한다.

받침과 하부구조물과의 연결은 <그림 3.2.13>에서 보여주는 바와 같이 받침 하부판 아래에 추가 강판을 설치하여 여기에 앵커볼트를 부착시키고, 추가 강판과 받침 하부판은 볼트로 연결하여, 추후에 받침 교체 작업시 받침 본체만 교체할 수 있도록 해야 한다. 이때, 받침 하부판과 추가 강판을 연결하는 볼트는 설계시 계산된 수평력에 대해 충분히 안전하도록 설계해야 하며, 진동 등에 의해 풀리지 않도록 별도의 조치를 취해야 한다.

한편, 여기에 제시된 방법은 연결 방법으로서의 하나의 예시에 불과하며, 각 교량 형식에 따라 시공성, 경제성 등을 종합적으로 분석한 후 가장 적합한 방법을 사용하여 받침과 상·하부구조물을 연결하면 된다. 단, 모든 경우에 있어서 받침의 분해 및 조립이 가능하도록 연결 방법을 선택해야 하며, 특히 수평력에 대한 검토를 통해 연결 볼트가 충분하게 힘을 전달할 수 있도록 설계해야 한다.

(a) 강교의 경우

(b) 콘크리트교의 경우

<그림 3.2.13> 교량받침과 상·하부구조물과의 연결 예

3.3 시공편

3.3.1 일반사항

(1) 교량받침 및 받침부의 시공은 도로교표준시방서를 따른다.

(2) 받침교체를 고려한 시공은 설계 의도를 충분히 반영해야 한다.

【해설】

(1) 기존 교량의 보수·보강 사례에 의하면 교량받침에 결함이 발생하는 주요 원인으로는 받침의 편기설치, 받침의 경사설치, 부품누락, 받침의 작동불량, 받침대 콘크리트의 파손 등 주로 시공 오류에 의한 것이다. 이는 교량받침의 설치 전에 상부구조물의 제작 및 가설 공정과 충분한 연계를 통한 검토, 확인이 미흡하였고 교량받침의 시공정밀도가 부족한 점이 주요 원인이었다. 따라서, 상부구조물을 시공할 때는 교량받침 및 받침부의 시공과 충분한 연계성을 확보할 수 있도록 공정을 수립하여야 하며, 소정의 시공정밀도를 확보할 수 있도록 하여야한다. 이와 관련하여 교량받침의 제작 및 설치, 받침부의 시공은 도로교표준시방서의 관련 규정에 따른다.

(2) 교량을 시공하기 전에 받침교체를 위한 유압잭 설치 위치에서의 상·하부구조물의 보강 부분과 유압잭의 위치가 정확하게 일치하는지 여부와 인상 작업에 필요한 작업공간의 확보 여부를 확인하여야 한다.

3.3.2 상부구조물

(1) 지점부 및 잭업 위치에서의 보강은 주거더 제작시 반영해야 한다.

(2) 소울플레이트는 받침 상부판과 볼트 연결을 위한 구멍을 미리 뚫어 두는 것이 좋다.

(3) 잭업 위치에서의 소울플레이트는 주거더 제작시 함께 설치해야 한다. 단, 강교의 경우에는 받침교체 공사시에 소울플레이트를 설치해도 되며, 이 경우에는 소울플레이트를 설치할 위치를 주거더의 외부에 표시하여 외관상 잭업 위치의 인식이 가능하도록 해야 한다.

【해설】

(1) 강교의 경우 지점보강재는 주거더와 일체로 제작하는 것이 일반적이다. 하지만, 잭업 위치에서의 보강재는 받침교체공사 시점에서 설치할 수도 있으나, 작업 조건 및 품질 확보 면에서 주거더와 일체로 제작하는 것이 유리하다.

콘크리트교의 경우에는 일단 구조물이 완성된 후에는 추가 보강이 어려우므로, 주거더를 시공할 때 지점부 및 잭업 위치에 대한 보강 철근을 함께 배치한 후 콘크리트를 타설해야 한다.

이와 같은 보강을 주거더의 시공시에 미리 반영하면 추가 비용의 증가가 작지만, 주거더의 완성 후에 별도로 보강하는 경우에는 많은 비용과 기간이 소요되기 때문에 주거더 제작시 지점부 및 잭업 위치에 대한 보강을 동시에 하도록 하였다.

(2) 받침부의 소울플레이트는 주거더에 설치되기 전에 구멍을 뚫어 두어 받침 위에 상부구조물을 거치시킬 때 받침 상부판과 볼트 연결이 가능하도록 해야 한다. 이때, 상부구조물은 온도의 영향 및 제작오차, 콘크리트교의 경우에는 추가로 크리프 및 건조수축에 따른 신축이 발생하므로 이 점을 충분히 검토하여 소울플레이트와 받침 상부판의 볼트 구멍의 위치가 일치하도록 정밀 시공해야 한다. 강교의 경우에는 이러한 점을 감안하여 주거더를 받침에 거치하기 직전에 소울플레이트를 연결하는 것이 좋다. 이때, 소울플레이트 위치는 설계도면에 제시된 위치에서 허용오차 이내의 범위에 놓일 수 있도록 해야 한다.

콘크리트교의 경우에는 소울플레이트를 미리 설치해야 되므로, 받침 상부판과의 볼트 연결이 가능하도록 특히 정밀하게 시공해야 한다. 콘크리트교의 경우, 매입플레이트(Soffit Plate)를 미리 매입하도록 설계된 경우에는 강교의 경우와 크게 다르지 않다.

강교의 경우, 주거더와 소울플레이트, 받침 상부판을 관통하여 볼트 연결하기 위해서는 기존의 시공 방법과는 다른 접근이 필요할 것이다. 즉, 받침과 교량 상부구조물을 연결할 때, 먼저 받침의 위치를 설정한 상태에서 상부구조물을 거치하는 방식을 취하게 되면 시공 오차 등에 의하여 각 부재에서의 볼트 구멍의 위치를 맞추는 것이 거의 불가능할 것이다. 그러나, 받침을 미리 상부구조물에 설치한 상태에서 받침 하부에 있는 앵커볼트의 위치를 조절하면서 그 오차를 줄이는 방식으로 시공하게 되면 이러한 문제점을 해결할 수 있다. 이를 위해서는 하부구조물에 앵커소켓을 크게 만들고, 상부구조물을 인상한 상태에서 앵커볼트의 위치를 결정한 후 충진재를 타설하여 앵커볼트를 고정시키는 과정을 거치게 된다. 따라서, 받침 위에 상부구조물을 거치하는 동안에 크레인 또는 유압잭 등을 이용하여 상부구조물을 인양해야 한다.

(3) 콘크리트교에서 잭업 위치에서의 소울플레이트는 주거더 시공시 함께 설치해야 한다. 하지만, 강교의 경우에는 필요한 시점에서 잭업 위치에 소울플레이트를 설치해도 상관없다. 단, 현장 여건상 현장작업을 최소화하는 것이 좋다고 판단되면 미리 소울플레이트를 설치해 두어도 좋다. 잭업 위치에서의 소울플레이트를 미리 설치하지 않을 경우에는 향후 필요한 시점에서 손쉽게 그 위치를 확인할 수 있도록 잭업 위치를 표시해 두어야 한다. 특히, 강박스거더교와 같이 외관상 보강재의 위치를 확인하기 힘든 경우에는 외관상의 특징으로 잭업 위치를 판별할 수 있도록 별도의 조치를 취해 두는 것이 좋다.

3.3.3 하부구조물

(1) 받침부 및 잭업 위치에서의 보강은 설계도면에 의거하여 정밀 시공해야 한다.

(2) 하부구조물을 시공하기 전에 받침의 유지관리를 위한 거더밑공간과 상부구조물의 인상을 위한 유압잭의 설치 공간이 충분한지를 확인해야 한다.

(3) 받침이 설치되는 교좌면은 받침의 방청 등을 위해 배수에 유의해야 한다.

【해설】

(2) 교량을 시공하기 전에 받침교체를 위한 유압잭 설치 위치에서의 상·하부구조물의 보강 부분과 유압잭의 위치가 정확하게 일치하는지 여부와 인상 작업에 필요한 작업공간의 확보 여부를 확인하여야 한다.

(3) 교량받침의 원활한 기능유지를 위해 받침이 설치되는 교좌면의 모르터 표면은 우수 등이 고이지 않도록 미장 마무리하여 배수 구배를 유지하도록 한다.

3.3.4 교량받침

(1) 받침은 설치 후 기능을 원활히 할 수 있도록 설계도면에 따라 정밀하게 하게 설치하여야 한다.

(2) 받침을 설치하기 전에 받침을 교량 상·하부구조물로부터 쉽게 분리시킬 수 있는 구조인지를 확인해야 한다.

(3) 받침 하부판 또는 추가 강판(하부 지압판) 등을 설계도면대로 위치를 고정시킨 후 무수축 모르터를 타설한다.

【해설】

(1) 교량받침을 설치하기 전에 도로기준선 상의 계획노면까지의 높이, 교량의 종·횡단구배, 경사각 또는 곡률반경, 받침의 평면배치, 교좌부의 무수축 모르터의 두께 등에 대한 사전 검토가 필수적이며, 교량받침은 각 제작사별로 일부 제원이 다소 상이하므로 반드시 교량받침 제작사의 최종 공급원 승인도면을 확인하여 그에 맞는 시공을 하여야 한다.

교량받침 설치위치의 블록아웃은 설계도면에 따라 정확하게 마감 처리되어야 하며, 받침부의 철근작업시 앵커볼트 또는 스터드볼트의 위치가 표시된 탁본(Template) 등을 사용하여 철근과의 간섭이 일어나지 않도록 미리 배려한다.

블록아웃의 표면은 치핑(Chipping)하여 우툴두툴하게 마감하여야 하며, 교량상부구조에 경사가 있을 경우 경사진 소울플레이트로 경사를 보정하여 교량받침은 항상 수평을 유지할 수 있도록 시공한다.

(2) 교량의 사용기간 중에 발생할 수 있는 받침의 교체를 고려하여 받침의 하부판과 하부구조물에 매입된 하부지압판의 체결과 받침 상부판과 소울플레이트의 체결이 볼트 연결 구조인지를 재확인하여야 한다. 또한, 실제로 받침교체를 할 때 받침의 분해 및 조립 작업이 쉽게 될 수 있는지를 확인해야 한다.

(3) 무수축모르터의 재료와 배합은 현장의 시방기준을 작성하고 그에 따라야 한다. 받침하부에 사용되는 그라우트재료는 수직하중을 하부구조물로 전달하는데 충분한 강도를 가져야 하며, 동시에 확실한 충전이 가능해야 한다. 무수축모르터는 시멘트모르터에 비수축성, 유동성, 조강성 등을 개량하기 위한 혼화재를 넣은 것이며, 초기양생 단계에서 다소의 건조수축 현상이 나타나므로 양생에 주의해야 한다.

무수축모르터의 시공순서는 다음과 같다.

① 미리 블록아웃부를 확인하고, 필요한 경우에는 해당 부분을 수정한다.

② 블록아웃부의 치핑상태를 확인한 후 청소를 하고 습윤상태를 유지한다.

③ 거푸집은 무수축모르터의 시공높이보다 5cm 정도 높게 견고히 설치한다.

④ 혼합은 모르터믹서, 핸드믹서 등을 사용하며, 믹서혼합은 재료 투입후 5분 이내에 소요 품질을 갖춘 모르터를 중단없이 연속 공급한다.

⑤ 재료의 투입순서는 프리믹서 형식의 경우 적정량의 물에 그라우트재료를 넣어가며 혼합한다.

⑥ 혼합시간은 1분 이상으로 하고, 혼합물의 온도는 10∼30℃ 정도로 하여 균질한 모르터를 얻는다.

⑦ 모르터는 혼합후 20분 이내에 주입하며, 기온이 5℃ 이하일 때는 주입작업을 해서는 안 된다.

⑧ 모르터의 주입은 호퍼를 이용하여 자중식(1m 이상)으로 하는 것을 원칙으로 한다. 주입량이 적을 경우에는 버킷, 많을 경우에는 진동 펌프 등을 사용해도 좋으나, 이 경우에는 진동을 최소화해야 한다.

⑨ 버킷, 호퍼에 전 주입량을 넣어, 한쪽으로부터 반대측으로 넘쳐 나올 때까지 연속적으로 주입한다.

⑩ 주입중에 거푸집을 치거나 바이브레이터 등에 의한 진동을 주지 않도록 주의해야 한다.

⑪ 무수축모르터의 시공면은 하부판 바닥면에서 1cm 정도 높게 해두는 것이 좋다.

⑪ 모르터 표면은 배수구배를 유지하여 흙손으로 고르게 마무리한다.

⑫ 시공면은 적어도 3일간 충분한 습윤상태로 유지하여 양생한다.

3.3.5 차량통행시 교체작업

받침교체 작업시 차량통행을 허용할 경우에는 차량하중에 의한 충격효과 및 온도하중 등을 고려하여 임시지지장치와 상부구조물 사이에 충격 흡수 및 신축 이동을 원활하게 하기 위한 조치를 취해야 한다.

【해설】

상부구조물의 인상하중을 줄이고, 인상된 상태에서의 안전성 및 받침의 교체 작업을 원활하게 하기 위해서는 받침교체 공사중에 차량 통행을 제한하는 것이 바람직하다. 하지만, 차량통행 제한에 따른 교통 혼잡 및 사회 간접비용 등을 고려하면, 차량 통행을 허용하면서 받침 교체를 해야 하는 경우도 많다. 따라서, 받침 교체작업 중에 차량 통행을 허용할 경우에는 상부구조물 인상에 따른 차량 통행의 안전성을 고려하여 인상 높이를 최소화해야 한다. 또한, 차량 통행에 따른 충격 및 지점부의 이동 등에 대해 별도의 검토를 수행한 후, 필요시 임시 지점부에 대한 적절한 조치를 취해야 한다.

제 4 장 교각-수면 경계부의

내구성 향상편

제 4 장 교각-수면 경계부 내구성 향상

4.1 일 반

(1) 본 지침은 교량의 하부구조인 교각에서 수면과 접하는 부위(이하 교각-수면 경계부)의 설계 및 시공에 관한 사항을 제시한다.

(2) 교각-수면 경계부는 사용환경적요인, 재료품질적요인 등 여러 가지 요인에 의해 쉽게 손상을 받으므로, 이러한 손상을 예측하여 장기적으로 구조물 또는 부재가 안전하고 경제적으로 그 목적에 적합한 성능을 발휘할 수 있도록 설계 및 시공한다.

(3) 설계자는 구조물이 위치한 하천의 수리학적 특성, 시공조건 및 사용환경을 고려하여 알맞은 방법을 선택할 수 있다.

【해설】

(1) 교량 구조물에서 하부구조에 해당하는 교각은 상부 구조물을 지탱하고 하중을 지반 및 암반으로 전달하는 역할을 담당하는 중요한 부재이다. 교각은 노출되는 환경에 따라 수중지역, 대기지역, 교각-수면 경계부 등의 세 부위로 구분할 수 있다. 이때 수중지역은 물에 둘러싸여 있어 지속적인 수분공급을 받고, 대기지역은 산소공급이 지속적으로 이루어진다. 그러나 교각-수면 경계지역은 반복적인 수분공급과 산소공급이 이루어진다. 즉, 교각-수면 경계지역은 반복적인 수분공급과 산소 공급이 가능하여 다른 두 부위에 비해 철근부식 등의 손상 발생률이 높다.

(2) 교각-수면 경계부의 콘크리트는 반복적인 수위변화, 계절적 온도변화, 유해한 화학적 물질, 유속, 부유물 충돌력 등의 사용환경적 손상요인과 콘크리트의 투수성, 미세균열, 침식저항성 등의 재료품질적 손상요인 영향으로 콘크리트가 띠모양으로 부식□침식되고 철근노출□부식의 현상이 발생하여 교량의 안전 및 유지관리에 문제점을 초래하고 있다. 이러한 현상은 거의 모든 교량의 교각-수면 경계부에서 발생하고 있으며, 이를 방지하기 위해서는 설계 및 시공시 손상 방지를 위한 보강 설계를 실시하여야 한다.

(3) 본 지침은 교각-수면 경계부의 손상방지를 위한 설계 및 시공 지침을 제시함에 있어, 설계자는 구조물이 위치하는 하천의 수리학적 특성, 시공조건, 사용환경 등을 고려하여 본 지침의 적용유무와 구조물에 가장 알맞은 적용방법을 선택할 수 있다.

4.2 사용환경적 손상 방지를 위한 설계□시공시 고려사항

4.2.1 일반사항

교각-수면 경계부의 사용환경적 손상으로는 수위변화, 계절적 온도변화, 유해한 화학물질 등에 의한 화학적 손상과 유속, 부유물 충돌에 따른 물리적 손상이 있다.

【해설】

(1) 사용환경적 요인에 의한 손상은 수위변화 및 계절적 온도변화의 반복작용과 기타 유해한 화학물질에 의해 콘크리트 강도 저하, 콘크리트 및 철근 부식, 콘크리트 균열 및 탈락 등의 화학적 손상이 발생하고, 유속 및 부유물 충돌 등의 반복작용에 의해 교각-수면 경계부의 콘크리트가 침식되는 물리적 손상이 발생한다.

4.2.2 화학적 손상 일반사항

(1) 교각-수면 경계부의 콘크리트와 철근은 지속적 수위변화에 따른 손상을 받으므로 설계□시공시 이에 대한 방지대책을 마련해야 한다.

(2) 교각-수면 경계부의 콘크리트와 철근은 반복적인 계절적 온도변화에 따른 손상을 받으므로 설계□시공시 이에 대한 방지대책을 마련해야 한다.

(3) 교각-수면 경계부의 콘크리트와 철근은 하천에 포함된 유해한 화학물질에 의해 손상을 받으므로 설계□시공시 이에 대한 방지대책을 마련해야 한다.

【해설】

(1) 하천은 계절, 기상 등의 영향으로 지속적으로 수위가 변화한다. 따라서 수위변화에 따라 건조□습윤의 반복 작용이 발생하며, 이에 따라 콘크리트의 용해와 철근부식에 의한 손상이 발생한다.

(2) 계절적인 온도변화에 따라 하천은 결빙, 해빙을 반복하므로, 특히 하천의 결빙은 하천 표면부(교각-수면 경계부)에서 가장 심하게 발생하므로, 이에 따라 동결융해에 의한 손상이 발생한다.

(3) 하천은 생활하수, 공업하수 등 콘크리트 및 철근에 유해한 많은 화학물질을 포함하고 있다. 따라서 수중에 포함된 염분, 황산염 등의 화학물질에 의해 콘크리트와 철근의 부식과 같은 화학적 손상이 발생한다.

4.2.3 화학적 손상 방지대책

(1) 콘크리트로부터 수분, 산소, 온도, 화학물질 등의 화학적 손상요인을 차단하기 위해서는 콘크리트 표면 코팅 공법, 강판이나 섬유강화 복합소재(FRP)를 이용한 교각보호공법 등이 효과적이다.

(2) 수분, 산소 공급에 따른 철근부식 방지를 위해서는 철근방식처리, 전기방식법 등의 공법이 효과적이다.

【해설】

(1) 교각의 습윤 부위에 적용하는 방수 코팅은 수분이나 산소, 염분이나 기타 화학적 침식에 대해 콘크리트 표면이나 철근을 보호하는데 효과적일 수 있다. 이러한 보호적인 코팅은 콘크리트 표면이 유해한 요인에 대한 오염이 발생하지 않고 손상의 초기단계에 있는 깨끗한 표면에 적용되어야 한다. 만약 코팅이 표면에 침투한 오염원을 포함하고 있다면 충분한 효과가 나타나지 않을 수도 있으며, 수중에 적용할 경우 코팅 재료의 희석, 나쁜 부착력, 적용의 어려움, 내구성과 사용수명 등이 다른 보수 방법에 비해 불만족스런 사항이다. 코팅재로는 시멘트계와 에폭시계 코팅이 수중 콘크리트의 보수재료로 적용되며, 평가 요소가 온도에 대한 적합성, 습한 콘크리트에 대한 부착력, 비용이라면 시멘트계 재료가 우수하고, 침식과 충격에 대한 저항력이 평가 요소라면 에폭시계 재료가 우수하다.  강판이나 섬유강화 복합소재(FRP, Fiber Reinforced Plastic) 피복판을 이용한 교각보호공법은 4.2.5 물리적 손상 방지 대책에서 자세히 설명하기로 한다.

(2) 수중에서의 전기방식법은 철근의 부식을 중지시키고 방지하는데 효과가 있다. 전기방식법은 전원으로부터 금속양극(sacrificial anode)을 이용한 간접적 전기 공급이나 직접적인 전기 공급에 의해 적용할 수 있다. 일반적으로 수중에서의 적용성은 낮은 환경 저항력을 지니고 있는 금속양극을 이용한 음극방식법이 더 우수하다. 이 방법은 보호되어야 할 철근보다 전류전달 측면에서 더 우수한 금속양극을 많이 사용하는데, 이때 사용되는 금속양극으로는 아연이 많이 사용되지만 이외에 마그네슘과 알루미늄이 사용되기도 한다.

4.2.4 물리적 손상 일반사항

(1) 교각-수면 경계부의 콘크리트는 유수 마찰에 따라 콘크리트 침식의 손상을 받으므로 설계시공시 이에 대한 방지대책을 마련해야 한다.

(2) 교각-수면 경계부의 콘크리트는 부유물 충돌에 의해 콘크리트 침식 및 탈락의 손상을 받으므로 설계시공시 이에 대한 방지대책을 마련해야 한다.

【해설】

(1) 교량 계획시의 수리계산서 범위를 벗어나는 많은 유량과 빠른 유속 또는 수리계산서 범위내에 있더라도 이의 지속적 작용은 콘크리트 부재에 물리적 침식을 발생시키고 단면적을 감소시켜 내하력 저하를 가져온다.

(2) 수중에 포함된 부유물이나 홍수시 떠내려오는 많은 부유물은 교각에 반복적인 충격을 가하여 콘크리트 부재에 심한 물리적 침식현상을 발생시킨다.

(3) 공통 - 유속 또는 강한 태풍(조풍)과 파랑에 의한 세굴, 풍화 또는 한대지방에서는 동결, 유빙 등으로 인한 충격 등의 기계적 작용은 콘크리트 표면의 탄산석회 피막을 제거시키고, 이에 따라 유수의 침입이 더욱 자유롭게 되어 콘크리트가 물리적으로 부식 및 침식된다. 물리적 작용에 의한 콘크리트의 침식 및 부식은 물에 잠겨있는 부분보다 최고수위와 최저수위 사이 부분에서 즉 건조□습윤이 교차되는 부분에서 더욱 심하게 발생한다.

4.2.5 물리적 손상 방지대책

(1) 물리적 손상을 방지하기 위해서는 하천의 수리특성에 유리한 교각형상으로 설계□시공하여야 한다.

(2) 직접적 손상방지책으로는 유속 및 부유물 충돌로부터 콘크리트를 보호하기 위한 교각보호공법이 효과적이다.

(3) 간접적 손상방지책으로는 사용기간중 콘크리트의 물리적 침식 정도를 예측하여 시공시 여유 단면적을 확보하는 단면적 증설 공법이 효과적이다.

(4) 기타방법으로는 희생말뚝 설치에 의한 방법, 펜스설치 등의 보조재 부착에 의한 방법 등이 있다.

【해설】

(1) 하천 흐름에 대한 교각의 앞부분은 항상 유속 및 부유물 충돌 작용을 받는다. 따라서 이때 발생하는 저항을 최소화하도록 교각 앞부분을 수리학적 저항에 유리하게 설계하는 방법은 교각-수면 경계부 콘크리트의 물리적 손상을 완화시킬 수 있는 방법이다. 도로교 표준시방서에 의하면 교각에 작용하는 유수압과 충돌력은 교각형상의 함수로 다음과 같이 나타내고 있고, 이때 교각형상에 대한 계수는 <표 4.2.1>과 같이 나타난다.  그러나 수리특성에 유리한 교각형상은 유속 및 부유물 충돌에 의한 물리적 손상에 대한 대책으로는 효과적이지만, 건조□습윤, 동결융해, 화학물질 등의 콘크리트 화학적, 재료적 손상방지 대책으로는 미흡하다.

[eqn: rm P=K□□^2 □A]

- P : 유수압(t)

□ : 최대유속(m/s)

A : 교각의 연직투영면적(m2)

H : 수심(m)

K : 교각형상에 관계된 계수

<표 4.2.1> 교각형상에 따른 계수

교각의 유수방향	단부의 형상	교각 형상계수 (K)
→		0.07
→		0.04
→		0.02

(2) 교각-수면 경계부에 발생하는 물리적 손상을 방지하기 위해서는 손상요인에 대한 근본적인 차단이 필요하다. 이때 작용하는 손상요인은 유수에 의한 마찰, 부유물 충돌 등 상당히 큰 하중으로 여기에 저항 가능한 재질을 이용하여야 한다. 교각보호공법은 섬유강화 복합소재(FRP, Fiber Reinforced Plastic) 피복판, 강판, 석재, PE관 등의 재료를 이용하여 <그림 4.2.1>과 같이 교각의 취약부위를 부분적으로 또는 전체적으로 감싸는 방법으로 물리적 손상 방지책으로 적합하다.  이 방법은 설계 및 시공단계에서 교각(우물통)의 거푸집을 섬유강화 복합소재 피복판, 강판, PE관 등으로 제작하여 시공 후 거푸집을 제거하지 않고 반영구적으로 사용하는 방법으로, 콘크리트 표면에 부착된 섬유강화 복합소재 피복판, 강판, PE관 등이 외부 손상요인에 대한 보호막 역할을 하여 콘크리트의 손상을 완화 또는 방지할 수 있다. 이 방법은 물리적, 화학적 손상 모두에 대한 대책으로 효과적이고, 교각의 강성은 물론 연성에 의한 에너지 흡수능력이 우수하여 교각의 내진성능을 향상시키는 장점이 있다.

(a) 단면도                        (b) 입면도

<그림 4.2.1> 강판, FRP 등에 의한 교각보호

(3) 교각-수면 경계부의 손상 특징은 콘크리트 품질저하와 철근부식 등 화학적 손상을 바탕으로 유속 및 부유물 충돌에 의해 결과적으로 콘크리트 침식, 탈락 등의 물리적 손상이 발생하여 단면적이 감소하는 형태를 지닌다.  따라서 사용기간 중 발생하는 콘크리트 침식, 탈락 정도를 고려하여 설계 및 시공단계에서 미리 필요한 단면적을 증설하는 방법도 유효한 방법이 될 수 있다(<그림 4.2.2>). 이 방법은 교각-수면 경계부에 발생하는 물리적, 화학적 손상 모두에 대해 효과적인 방법이지만, 단면적 증설에 따라 발생하는 빠른 유속 등 하천의 수리학적 성질을 변화시켜 또 다른 문제점을 유발하는 단점이 있다.

(a) 단면도                           (b) 입면도

<그림 4.2.2> 단면적 증설 공법

(4) 이외에 기타 방법으로는 교각 전방에 여러 개의 희생파일을 설치하여 부유물을 일차적으로 차단하는 방법(<그림 4.2.3>), 또는 교각-수면 경계부에 보조부재를 설치하여 유속, 부유물 충돌을 차단하는 방법(<그림 4.2.4>) 등이 있다.

<그림 4.2.3> 전방 희생파일 설치에 의한 손상방지

(a) 유량흐름에 대한 입면도

(b) 유량흐름에 대한 평면도

<그림 4.2.4> 보조부재 부착에 의한 손상방지

4.3 재료품질적 손상 방지를 위한 설계□시공시 고려사항

4.3.1 일반사항

교각-수면 경계부의 손상에 대한 지배적인 재료품질적 요인으로는 투수성, 콘크리트 내부의 미세균열, 침식저항성 등이 있다.

【해설】

(1) 교각-수면 경계부의 콘크리트 부재는 산소와 수분의 지속적 공급이 가능한 환경과 수분에 포함된 위해한 화학물질 등 콘크리트와 철근의 손상이 발생하기 쉬운 환경과 항상 접해있다. 이러한 환경에 위치한 교각-수면 경계부의 콘크리트와 철근에 발생하는 손상에 영향을 미치는 재료품질적 주 요소는 콘크리트의 투수성(permeability)과 콘크리트 내부에 존재하는 미세균열이다. 콘크리트 부재는 재료 특성상 초기부터 내부에 많은 미세균열이 존재하고 낮은 투수성을 지닌다. 이렇게 콘크리트의 재료 특성상 필연적인 낮은 투수성과 내부 미세균열은 위해한 화학물질을 포함한 수분의 자유로운 출입과 잔류를 가능하게 하여 콘크리트와 철근에 다양한 손상을 입힌다. 가장 대표적인 손상은 위해한 화학물질에 따른 콘크리트와 철근의 부식과 내부 미세균열의 수분함유에 따른 동결융해에 의한 손상이다. 이외에 콘크리트 재료의 침식-저항성도 유속과 부유물 충돌에 따른 콘크리트 재료의 물리적 침식에 영향을 미치는 중요한 재료품질적 요인이다.

4.3.2 손상에 대한 재료품질적 요인의 영향 일반사항

(1) 콘크리트의 투수성은 재료 내부로 수분의 침투성을 결정하는 재료적 성질을 나타내며, 수분침투에 의해 콘크리트 부재는 철근부식, 콘크리트 품질저하 등의 손상이 발생하므로 설계 및 시공시 이에 대한 대책을 마련하여야 한다.

(2) 콘크리트는 재료적으로 내부에 다수의 미세균열을 포함하는 재료이다. 콘크리트 내부의 미세균열은 수분함유를 가능하게 하여 온도변화에 따라 미

세균열 내부의 수분을 동결하면서 이때 발생하는 팽창압이 콘크리트에 작용하여 균열을 발생시키므로 이에 대한 대책을 마련하여야 한다.

(3) 콘크리트의 침식저항성은 유속, 부유물 충돌 등의 물리적 침식에 영향을 미치므로 적절한 재료를 사용하여야 한다.

【해설】

(1) 투수성은 공극 특성과도 밀접한 관련이 있으며, 공극특성은 콘크리트 내부의 수분이동, 외부환경으로부터 침투되는 수용액의 페이스트에 대한 확산 등 시멘트 페이스트의 침식성 액체 및 기체에 대한 저항성을 지배한다. 따라서 콘크리트의 투수성(공극구조)은 콘크리트 품질저하와 철근부식, 중성화와 염분침투에 직접적인 영향을 미쳐 콘크리트 내구성에 큰 영향을 미친다. 이때 철근부식은 구조물의 내구성에 영향을 미치는 심각한 문제점이고, 철근에 위해한 화학물질을 포함한 수분이 철근에 도달할 때 철근은 부식된다. 철근의 부식에 의해 생성된 녹은 철근의 부피팽창을 발생시키고 이때 발생한 팽창압이 콘크리트에 작용하여 균열을 발생시키고 더 심한 경우 콘크리트 탈락현상을 일으킨다. 또한 콘크리트 균열은 철근을 외부환경에 노출시키는 결과를 초래하여 결과적으로 철근의 손상을 가속시킨다. 이와 병행하여 콘크리트에 위해한 화학물질은 콘크리트와 화학반응을 일으켜 강도 감소 등의 재료적 품질저하 현상을 일으킨다.

(2) 콘크리트는 재료적으로 내부에 다수의 미세균열을 포함하는 재료이다. 콘크리트 내부의 미세균열은 수분 함유를 가능하게 하여 온도변화에 따라 미세균열 내부의 수분이 동결하면서 이때 발생하는 팽창압이 콘크리트에 작용하여 균열을 발생시킨다. 이러한 팽창압이 반복적으로 작용하면 균열은 더욱 진전되고 결국 콘크리트를 탈락시킨다. 또한 콘크리트에 위해한 화학물질은 내부 미세균열에 잔류하면서 콘크리트와 화학반응을 일으켜 강도 감소 등의 재료적 품질저하 현상을 일으킨다.

(3) 콘크리트의 침식-저항성 성질은 유속, 부유물 충돌 등의 물리적 침식에 영향을 미치며, 콘크리트 재료의 침식-저항성 성질에 따라 유속 및 부유물 충돌로부터 표면 콘크리트의 시멘트와 기타 미세입자들의 침식정도가 다르다.

4.3.3 재료품질적 요인에 따른 손상방지

(1) 콘크리트의 투수성은 재료 내부로 수분의 침투성을 결정하는 재료적 성질을 나타내며, 수분침투에 의해 콘크리트 부재는 철근부식, 콘크리트 품질저하 등의 손상이 발생하므로 설계 및 시공시 이에 적합한 품질의 배합을 실시하여야 한다.

(2) 콘크리트는 재료적으로 내부에 다수의 미세균열을 포함하는 재료이다. 콘크리트 내부의 미세균열은 수분함유를 가능하게 하여 온도변화에 따라 미세균열 내부의 수분을 동결하면서 이때 발생하는 팽창압이 콘크리트에 작용하여 균열을 발생시키므로 설계 및 시공시 이에 적합한 품질의 배합을 실시하여야 한다.

(3) 콘크리트의 침식저항성은 유속, 부유물 충돌 등의 물리적 침식에 영향을 미치므로 적절한 재료를 사용하여야 한다.

【해설】

(공통) 교각-수면 경계부 철근콘크리트의 손상에 영향을 미치는 재료품질적 요인은 재료의 투수성, 내부 미세균열, 침식-저항성 등이 있다. 따라서 재료품질적 요인에 의한 손상을 방지하기 위해서는 사용되는 재료가 작은 투수성과 내부 미세균열을 지녀야 하고 침식에 대한 저항성은 커야 한다. 교각에 많이 사용되는 재료는 콘크리트이다. 콘크리트는 재료적으로 낮은 투수성을 지니고 있지만 내부에 많은 미세균열을 지니고 있고, 침식에 대한 저항력도 우수하지 않다. 즉 물리적, 화학적 손상에 강한 수밀하고 고강도의 콘크리트를 사용하여야 한다. 따라서 콘크리트 배합시 이러한 특성을 고려한 배합이 이루어져야 한다.

(물-시멘트비에 대해) 염분 등과 같이 콘크리트에 위해한 화학적 물질에 노출된 콘크리트의 철근 부식을 방지하기 위해 수중지역에 대해서는 물-시멘트 비(W/C)를 최대 0.40으로 제한하여야 한다. 콘크리트 표준시방서에서 정하는 해양 콘크리트 구조물에 대한 내구성으로부터 정하는 물-시멘트비의 최대값은 <표 4.3.1>과 같다. 이때 물보라 지역(교각-수면 경계부)은 조(潮)의 간만, 파도의 물보라에 의한 건습의 반복작용을 받는 내구성면에서 가장 열악한 환경이기 때문에 콘크리트 속의 강재부식, 동해, 화학적 침식 등의 손상을 받을 가능성이 크므로 충분한 내구성을 갖추기 위해 일반 콘크리트보다 적은 물-시멘트비를 써야 한다.  동결융해에 노출된 콘크리트에 대해서는 다음의 물-시멘트비를 적용하여야 한다. 건조하거나 적은 양의 수분을 포함하는 콘크리트는 동결융해의 영향을 받지 않는다. 즉, 콘크리트의 물-시멘트비가 낮을 때 동결융해에 대한 저항성이 커진다. 심한 동결융해 환경하에 있는 콘크리트는 투수성이 낮던가 방수처리가 되어야 한다. 낮은 투수성은 동결융해와 염화이온 침투에 대한 저항성을 향상시키고, 특히 제빙염분이 있는 경우 효과가 크다. 이때, 낮은 투수성을 갖는 콘크리트는 물-시멘트비가 0.5를 초과해서는 안된다. 만약 콘크리트가 습윤지역에서 동결융해에 노출되어 있다면 물-시멘트비는 0.45를 초과해서는 안된다. 또한 습윤환경하에서의 동결융해, 제빙염분, 해수의 영향으로 인한 철근콘크리트의 철근부식을 방지하기 위해서는 물-시멘트비가 0.4를 초과해서는 안된다. 이때 감수제 사용은 작업성을 향상시키고 낮은 물-시멘트 비의 콘크리트에 대한 시멘트 분포를 향상시킨다.

<표 4.3.1> 내구성으로 정하여진 AE콘크리트의 최대 물-시멘트비(%)

시공조건 환경구분	일반 현장시공의 경우	공장제품 또는 재료의 선정 및 시공에서 공장제품과 동등 이상의 품질이 보증될 때
(a) 해 중	50	50
(b) 해상 대기중	45	50
(c) 물보라 지역	45	45

(피복두께에 대해) 교각-수면 경계부는 산소와 수분이 공존하므로 콘크리트 내부의 철근이 손상을 입기 가장 쉬운 지역이다. 따라서 이 지역 콘크리트 내부 철근의 부식을 방지하기 위해서는 콘크리트 최소피복두께를 제한하여야 한다. 이때 최소피복두께 변화에 따라 물-시멘트비를 조절할 수 있다.

(단위시멘트량에 대해) 시멘트 함유량이 높을수록 콘크리트의 강도는 증가하고 투수성은 감소된다. 즉, 단위시멘트량을 크게 하면 균등질이고 밀실한 콘크리트가 되어 유수에 포함된 각종 화학물질에 의한 화학적 침식, 콘크리트 내부의 철근부식 등에 대한 저항성이 커지게 된다. 그러나 시멘트 함유량이 높을수록 추가적으로 물 함유량이 높아지므로 이에 따라 얇은 단면에서는 건조수축에 의해, 두꺼운 단면에서는 수화열에 의한 온도 응력 증가로 콘크리트에서의 균열 발생 가능성이 증가하여 높은 시멘트 함유량에 따른 장점을 상쇄시키므로 이점에 유의해야 한다. 콘크리트 표준시방서에서는 해양 철근콘크리트에 대해 <표 4.3.2>와 같이 단위 시멘트량을 규정하고 있다.

(포졸란에 대해) 콘크리트에 실리카 퓸(silica fume), 플라이애쉬(fly ash), blast furnace slag 등과 같은 고성능 포졸란을 첨가하는 것은 콘크리트의 투수성을 감소시키고 부식에 대한 저항을 증가시키는데 많은 도움이 된다. 미국의 많은 주에서 수중과 같은 특수환경에서 콘크리트 내부의 철근 부식방지를 위해 포졸란을 사용하고 있다. 이때, 배합은 시멘트 중량에 대해 15∼20%의 플라이애쉬, 50∼70% 슬래그, 5∼10%의 압축된 실리카 품(silica fume)을 사용하는 것이 바람직하다.

<표 4.3.2> 내구성으로 정해지는 단위시멘트량(kg/cm3)

굵은골재의 최대치수 환경구분	25(mm)	40(mm)
(a) 해 중	300	280
(b) 해상 대기중	330	300
(c) 물보라 지역	330	300

(침식방지제에 대해) 콘크리트에서 시멘트와 같은 미세분말의 유속에 대한 침식을 방지하고, 콘크리트의 골재분리 방지, 블리딩 감소, 콘크리트 혼합물에서 수분의 이동 방지, 콘크리트를 타설할 때 물 유입 방지 등을 위해 침식방지제를 사용하는 것이 도움이 된다. 침식방지제는 파우다나 액체 상태로 공급되어 믹싱할 때 시멘트와 페이스트의 움직임을 느리게 하여 콘크리트를 딱딱하게 만드는 경향이 있지만 유동성을 유지시킨다. 이때 필요하다면 콘크리트의 슬럼프를 유지하기 위해 감수제가 침식방지제와 함께 사용될 수도 있다. 슬럼프는 20cm (8in)까지 가능하고 고성능 감수제는 9∼14%의 공기량을 초과하여 포함할 수 있다. 여기에 사용되는 감수제는 공기를 포함하지 않는 감수제가 바람직하다. 또한 혼합물 성질의 최종 점검을 위해 시험 배합이 필요하다. 실리카 퓸이나 플라이애쉬와 같은 침식방지제를 포함하는 콘크리트는 고성능 실리카 퓸이나 높은 시멘트 내용물을 포함하고 침식방지제를 포함하지 않는 유사한 콘크리트 보다 높은 수준의 보수가 가능하고 더 낮은 비용이 소요된다.

(AE제에 대해) AE제는 습윤환경이나 화학물질에 노출된 콘크리트의 동결융해 작용 및 화학물질에 대한 저항성을 증가시키므로, 습윤환경하의 콘크리트, 동결융해의 반복 작용이 예상되는 지역이나 동결융해에 노출되는 콘크리트는 콘크리트 배합설계에 AE제가 첨가되어야 한다. 이때 AE제를 사용한 콘크리트는 최소 공기량을 포함하여야 한다. AE제 양은 플라이 애쉬와 같은 포졸란을 사용되면 조절할 수 있다. 콘크리트 표준시방서에서는 해양콘크리트 구조물에 쓰이는 AE콘크리트의 공기량을 <표 4.3.3>과 같이 규정하고 있다.

<표 4.3.3> 콘크리트 공기량의 표준값(%)

굵은골재의 최대치수 환경구분		25(mm)	40(mm)
동결융해 작용을 받을 염려가 있는 경우	(a) 물보라 지역	6	5.5
	(b) 해상 대기중	5	4.5
동결융해 작용을 받을 염려가 없는 경우		4	4

(골재에 대해) 수중 콘크리트에 사용되는 골재의 형상은 작업성과 강도를 적절히 만족시켜야 한다. 둥근 골재의 사용은 콘크리트 펌핑 작업시 콘크리트의 흐름을 좋게 하지만 모난 골재를 사용한 콘크리트에 비해 강도는 저하된다.

(부식방지에 대해) 철근에 대한 직접적 부식 방지를 적용하는 것도 바람직하다. 이를 위해 에폭시 코팅이 실시된 철근이 사용되기도 한다. 에폭시 코팅된 철근을 사용한 효과는 비교적 양호한 것으로 나타나지만, 최근 해양 환경에 적용된 에폭시 코팅 철근의 부식에 대한 문제점이 나타나고 있다. 이러한 문제점은 주로 코팅의 손상에 대한 문제점으로 이것은 보다 양질의 코팅을 실시하거나 시공 과정에서의 주의를 높여 해결할 수 있다. 이외에 최근에는 에폭시 코팅된 철근보다 콘크리트 배합에 부식억제제(corrosion-inhibitor admixtu- res)를 첨가하는 방법이 보다 실질적인 방법으로 알려져 있다.

4.3.4 시공시 주의사항

(1) 교각-수면 경계부의 콘크리트 시공시 시공이음은 되도록 피하는 것이 좋다.

(2) 콘크리트 타설 및 양생시 충분히 경화전에 유수에 씻겨가지 않도록 해야 한다.

(3) 수중에서의 콘크리트는 재료, 배합 및 타설에 특히 주의하여 재료분리가 최소화되도록 시공하여야 한다.

【해설】

(1) 일반적인 경우에도 시공이음을 두지 않는 것이 좋지만, 해양구조물 및 수중구조물에서는 특히 이 부분에서 성능이 저하되므로 이것을 피하도록 해야 한다. 특히 교각-수면 경계부는 수분과 산소가 공존하는 최고수위와 최저수위 사이이므로 최고수위로부터 위로 60cm, 최저수위로부터 아래로 60cm 사이에는 시공이음이 생기지 않도록 시공시 주의해야 한다. 그러나 수위변화가 심해 최고수위와 최저수위 거리가 1회 타설높이로 불가능할 경우나 기타 부득이한 사정으로 시공이음을 둘 필요가 있을 경우에는 내구성에 영향을 미치지 않도록 각별히 주의해야 한다.

(2) 콘크리트가 충분히 경화되기 전에 유수에 씻기면 모르터 부분이 유실되거나 이외의 또 다른 피해를 받을 우려가 있으므로 충분히 경화하여 강도 및 수밀성이 어느 정도 이상이 될 때까지는 직접 유수에 닿지 않는 것이 좋다. 이 기간은 보통포틀랜트시멘트를 사용하는 경우 대개 5일간이며, 고로슬래그시멘트 등의 혼합시멘트를 쓸 경우에는 소정의 강도 및 수밀성이 얻어질 때까지 연장해야 한다.

(3) 교각 하부에서는 콘크리트 타설시 심한 재료분리 현상이 나타나 시멘트가 유수에 씻겨나가는 콘크리트 침식현상이 더욱 쉽게 발생하지만, 넓은 면적에 시공하는 일반적인 수중콘크리트는 그 품질의 균일성, 이음의 신뢰성, 철근과의 부착성 등에 대하여 확인하는 절차가 없다. 따라서 될 수 있는 한 공기 중에서 콘크리트를 쳐야하지만 할 수 없이 수중에서 콘크리트를 시공하는 경우에는 시공할 때 보다 높은 배합강도로 치던가 또는 설계기준강도를 적게 취하는 등의 배려를 하도록 한다. 또 수중에서 시공되는 콘크리트의 품질은 특히 시공이 잘되고 못됨에 따라 크게 좌우되므로 재료분리가 적게 되도록 적절한 시공방법의 선정이 중요하다. 수중 불분리성 콘크리트는 적절한 재료, 배합을 사용하여 적절한 시공을 하면 양질의 수중콘크리트를 얻을 수 있기 때문에 최근 시공실적이 증가되고 있다. 그러나 수중 불분리성 콘크리트는 일반적인 수중콘크리트와 물성이 상당히 다를 뿐만 아니라 시공에 있어서 고려해야 할 사항이 많기 때문에 이 같은 점을 잘 이해하여 시공하는 것이 중요하다.