A Study on Structural Safety Evaluation of Improved PSC Beam Bridges Considering To-Box Reinforcement Effect

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* Post-doctoral researcher University of California ** 충남대학교 토목공학과 교수

*** 충주대학교 안전공학과 교수

E-mail : [email protected] 042-821-7744

•본 논문에 대한 토의를 2007년 10월 31일까지 학회로 보내 주시면 2008년 1월호에 토론결과를 게재하겠습니다.

Abstract

The deteriorated PSC Beam bridge is necessary improved reinforcement method. In the study, it is proposed the box reinforcing method which could make the stiffness of the PSC Beam bridges increase more stably through the secondary composition effect of open type PSC Beam bridge's girder which is converted into the consolidation box type and the half panel is formed between the lower flange of the PSC Beam about the deteriorated PSC Beam bridge suffering the capacity decline. In case the proposed reinforcement method combine with the existed external prestressed method, the close analysis depending on the time is conducted by the construction stage because of searching the effect of reinforcement quantitatively. The reinforcement method of the box type which is proposed an efficiency improvement in objective in application case, by a reinforcement method after proposing the whole and bend sectional reinforcement method, against a each reinforcement method evaluated the upward camber which it follows in secondary composite effect and a member stress characteristics. Also, the structural safety of PSC Beam bridge is evaluated quantitatively by examining of rating factor through load carrying capacity evaluation.

요 지

노후화된 PSC Beam 교량은 개선된 보강방안이 필요하다. 본 연구에서는 성능저하가 발생된 노후 PSC Beam 교량을 대상으로 PSC Beam 교량의 보강형을 폐단면 박스형태로 변환하여 이차합성 구조화함으로 써, PSC Beam 교량의 강성을 안정적으로 증가시킬 수 있는 박스형 보강방안을 제안하였다. 제안된 보강방 안과 기존의 외부프리스트레스 도입공법을 결합하여 보강할 경우, 보강효과를 정량적으로 규명하기 위해 시 공단계해석에 따른 시간 의존적 정밀해석을 수행하였다. 성능개선을 위해 제안된 박스형 보강방안 적용 시 보강방법에 따라 전단면 및 휨 보강과 같은 다양한 형태의 보강방안을 제시한 후, 각각의 보강방안에 대해 이차합성 효과에 따른 상향캠버 및 부재응력 특성을 평가하였다. 또한 내하력 평가를 수행하여 내하율을 검 토함으로서, 개선된 PSC Beam 교량의 구조 안전성을 정량적으로 평가하였다.

Keywords : To-box reinforcing method, Construction sequence, Reinforcing panel, Upward camber 핵심 용어 : 박스형 보강방안, 시공단계해석, 보강패널, 상향캠버, 이차합성

박스형 보강효과를 고려한 개선된 PSC Beam교의 구조 안전성 평가에 관한 연구

A Study on Structural Safety Evaluation of Improved PSC Beam Bridges Considering To-Box Reinforcement Effect

한 성 호^* 신 재 철^** 방 명 석^***

Han, Sung Ho Shin, Jae Chul Bang, Myung Seok

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1. 서 론

교량현황조서에 따르면 설계하중 DB-18T 이하인 교량이 전체 교량의 40%에 이르고 있어 현재 공용중 인 교량을 통행하는 차량의 중량과 교통량을 감안한다 면 신속한 개축 및 보강이 절실히 요구되고 있다.

⁽¹⁾

특히 1970-1980년대에 가설된 교량은 시공당시 품질 관리 및 시공 후 유지관리 소홀로 인하여 교량의 내하 력 저하가 발생된 교량이 많은 실정이다. 성능저하가 발생된 교량에 대하여 보강방안으로 많은 방법이 제안 되고 있으며, 대부분의 공법이 교량의 내하력을 초기 수준까지 회복시킬 수 있으나 그 이상의 성능개선은 곤란한 것으로 알려져 있다.

(2)(13)(14)

그 중 외부 프리 스트레스 도입공법은 PS강재(Prestress Tendon)를 이용하여 휨부재의 인장응력을 감소시켜 균열을 방지 하고 압축력에 의한 교량의 내하력 증가를 유도하는 공법으로 구조물에 대한 적용성과 보강효율이 크기 때 문에 국내외적으로 콘크리트교량의 보강에 많이 적용 되고 있으며, 구조적ㆍ경제적 측면에서 가장 효율적인 공법으로 인정받고 있다.

(8)-(11)(17)

그러나 외부 프리스 트레스 도입공법 또한 시공상, 안전상 여러 가지 문제 점을 가지고 있다. 따라서 본 연구에서는 구조적인 보 강이 필요한 노후 PSC Beam 교량을 대상으로 두 개 의 I형 PSC Beam 하부플랜지 사이에 연결보강부를 설치하여 폐단면 박스형태로 이차합성 구조화함으로써 교량의 내하력을 증가시킬 수 있을 것으로 기대되는 박스형 보강방안을 제안하였다. 제안된 보강방안 적용 시 보강패널 신설에 따른 이차합성효과와 기존의 외부 프리스트레스 도입 공법의 결합에 의한 보강효과를 정량적으로 규명하기 위해 시공단계별(construction

sequence) 시간의존적(time dependent) 정밀해석을 실 시하였다. 또한 실무 적용성 및 경제성과 안전성을 고 려한 최적의 보강방안을 결정하기 위하여 전단면 및 휨 보강방안과 같은 다양한 박스형 보강방안을 제시하 였으며, 각각의 보강방안에 대하여 응답 특성 및 장ㆍ 단점을 비교 평가 하였다. 아울러 해석결과를 바탕으 로 기본 내하력을 산정하여 제안된 박스형 보강방안의 보강효과에 따른 대상 교량의 구조 안전성을 정량적으 로 평가하였다.

2. 박스형 보강방안

2.1 박스형 보강방안의 개요

박스형 보강방안은 외부하중이 재하되는 철근콘크리 트 슬래브와 PSC Beam으로 구성된 PSC Beam 교 량에서, 임의의 2개 PSC Beam에 대하여 하부 플랜 지 사이에 철근콘크리트 슬래브로 이루어진 보강패널 을 설치함으로서, PSC Beam 주형의 하부가 폐쇄된 박스형태의 단면구조로 변경하여 보강하는 방안이다.

Fig. 1은 박스형 보강방안이 내ㆍ외측 PSC Beam에 적용된 경우를 도시하고 있다.

2.2 박스형 보강방안의 시공개요

Fig. 2는 제안된 박스형 보강구조를 도입한 PSC Beam 교량의 개략적인 횡단면도로서, 연결보강부의 개념도를 도시한 것이다.

제안된 박스형 보강방안의 주요부분인 연결보강부는 프리캐스트(Precast) 콘크리트로 제작되는 보강패널

(a) 외측 PSC Beam 도입

(b) 내측 PSC Beam 도입

Fig. 1 폐단면 박스형태에 따른 보강교량 개요도 Fig. 2 연결보강부 개요도

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과 필요시 보강패널위에 현장 타설하여 보강패널과 일 체구조를 형성하는 보강슬래브로 구성된다. 연결보강 부에 대해 구체적으로 살펴보면, 보강패널에는 PSC Beam의 하부플랜지와 연결하기 위해 기계적 이음철 근을 매립하여 제작하고, PSC Beam의 하부플랜지에 는 그립 바(Grip Bar) 등의 연결철근을 앵커 정착하 여 두개의 철근을 용접하거나 별도의 철근이음용 기계 적 이음장치를 사용하여 보강패널을 PSC Beam 사이 에 설치할 수 있다. 이때, 보강패널과 PSC Beam 하 부플랜지의 완전한 연결을 위하여 보강패널의 측면과 하부플랜지 사이에 소정간격을 두어 현장타설 콘크리 트를 채우거나 에폭시와 같은 접착물질을 주입하여 견 고하게 연결할 수 있다.

보강슬래브 타설시 이음부에 작용하는 전단력의 크 기에 따라 보강패널 상면에 다수의 전단키(Shear Key) 를 설치하여 견고한 접합을 유도할 수 있으며, 설계조건 에 따라서는 보강슬래브와 PSC Beam을 관통하는 PS 강봉을 설치하여 프리스트레스를 도입할 수 있다.

구조물의 손상정도에 따라 기존 구조물의 소요강도 를 확보하기 위해 외부프리스트레스를 도입할 필요성 이 대두될 경우, 전체 교량에 대한 구조해석 결과에 따라 긴장재를 직선으로 배치하거나 또는 절곡배치하 여 Fig. 3에 제시한 바와 같이 교축방향으로 추가적인

외부프리스트레스를 도입할 수 있다.

이 경우 긴장재의 방향변환을 위하여 긴장재 방향변 환용 블록을 연결보강부에 일체로 설치할 수 있다.

Fig. 3은 긴장재 방향변환용 블록이 연결보강부에 설 치되어 있는 형상을 도시한 것으로서, 연결보강부가 교량의 연장방향으로 전체 경간에 대하여 설치되는 경 우, 긴장재 방향변환용 블록은 연결보강부의 상면 즉, 보강콘크리트에 일체로 형성되며, 긴장재의 절곡부위 에만 연결보강부가 형성되는 경우에는 보강패널의 하 면에 일체로 형성할 수 있다. 한편, 긴장재를 정착하 기 위한 정착블록 및 방향변환블록(Fig. 4)은 교축방 향으로 도입되는 프리스트레스의 크기, 긴장재의 굵기, 긴장방법 등에 따라 기존의 방법을 적용할 수 있다.

박스형 보강방안을 적용하여 노후화된 PSC Beam 교량의 강도를 개선하기 위한 시공 순서도를 Fig. 5에 도시하였다.

2.3 박스형 보강방안의 특성 및 기대효과

본 연구에서 제안하는 박스형 보강방안은 연결보강 부를 교축방향으로 전 경간에 대하여 설치하여 전체 교량의 주형을 박스화시킬 수 있으며, 교량의 구조해 석 결과에 따라 최대모멘트나 전단력이 발생하는 부

(a) L/4, 2L/4, 3L/4 절곡배치

(a) L/2 절곡배치 Fig. 3 외부긴장재 배치 개요도

Fig. 4 정착블록 및 방향변환블록 Fig. 5 박스형 보강방안 시공순서도

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분, 긴장재에 의한 응력이 집중되는 부분, 특별한 보 강이 필요한 부분 등 교량의 일부분에만 연결보강부를 설치하여 교량의 일부 보강형만을 박스화시키는 것도 가능하므로 보강에 소요되는 비용을 최적화 시킬 수 있어 경제적인 측면에서 유리한 방안으로 판단된다.

Fig. 6은 부분적으로 박스형 보강방안을 도입한 개념 도를 도시한 것이다.

박스형 보강방안을 도입할 경우, PSC Beam 교량 은 가설초기에 I형 개방단면에서 박스형 폐합단면으로 변경됨에 따라 종방향 및 횡방향 휨강성이 증가될 뿐 만 아니라 개방형 단면에서는 충분하게 제공되지 못하 는 비틀림강성이 증대되어 교량의 안정성 확보측면에 서 유리할 것으로 기대된다. Fig. 7에 도시된 것과 같 이 긴장재 방향변환용 블록과 긴장재 정착블록 등을 적절한 위치에 용이하게 별도로 설치할 수 있으므로, 기존 보강방법에 비해 프리스트레스를 도입하는 과정 이 용이할 것으로 판단된다. 또한 교축직각방향으로 연결보강부와 PSC Beam을 관통하는 PS강봉을 두어 횡방향 구속력을 향상시키는 방안을 고려할 수 있을 것으로 사료된다.

아울러, PSC Beam 단부에 별도의 긴장재 정착구 설치로 인하여 PSC Beam 단부가 파손되는 것을 방 지할 수 있고, 긴장재가 절곡되는 부분에 할렬응력 및

파열응력이 발생하여 구조물에 상당한 크기의 응력이 가해지는 것을 방지할 수 있으며, 절곡배치된 긴장재 의 상향력을 PSC Beam 주형에 안정적으로 전달할 수 있을 것으로 사료된다.

⁽¹¹⁾

3. 박스형 보강에 따른 해석 및 평가

3.1 대상교량의 구조형식 및 제원

본 연구에서 도입한 박스형 보강방안은 도입초기단 계로 실구조물에 적용한 사례가 없으므로, 보강공법의 응답특성을 규명하기 위한 대상교량은 1979년 준공되 어 25년이 경과한 도로시설물을 선정하였다.

대상교량의 상부구조는 PSC Beam(6경간)과 RC Slab(6경간)으로 구성된 고가차도로 구조물이며 Fig.

8에 종단면도, 횡단면도 및 평면도를 도시하였으며 구 성요소에 대한 제원은 Table 1과 같다.

(a) 외부긴장재 도입 (외측 슬래브)

(b) 외부긴장재 도입 (중앙 슬래브) Fig. 7 외부긴장재 도입

Fig. 8 선정된 PSC Beam 교량 Table 1 선정된 PSC Beam 교량의 형식 및 특성

상부 구조

형식PSC Beam (6경간) RC Slab (6경간)

콘크리트 강 도

Beam (35.0 Mpa) Slab (24.0 Mpa)

교장 L=252m

(옹벽부 : 223m) 교 폭 B : 15.4m 차로 4차로 교량등급 DB-18T, DL-18T 하부

구조교각 T형 : 6기

π^{형 : 6기} ^{교 대} ^{역 T형}

Fig. 6 부분적 박스형 보강방안 개요도

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3.2 해석단계별 설계인자

PSC Beam과 콘크리트 슬래브의 합성구조로 형성 된 기존 구조물에 본 연구에서 제시하는 박스형 보강 방안을 적용할 경우, 한단면내에 3개의 다른 물성을 갖는 재료로 구성되는 이차합성구조로 변환된다. 즉, 신설시는 PSC Beam과 콘크리트 슬래브의 일차합성 거동으로 작용하다가, 공용중 연결보강부 설치 후에는 PSC Beam과 신규 연결보강부가 이차합성거동을 하 게 된다. 이차합성거동은 구조물의 부분마다 콘크리트 의 재령이 다르고, PSC Beam과 연결보강부에는 PS 강재에 의한 긴장력과 Creep 및 Shrinkage와 같은 콘크리트 특성이 3개 부분에서 다르게 작용되는 것에 기인하며, 연결보강부의 긴장력 및 이차합성효과 (Creep 및 Shrinkage)는 주형의 상향캠버를 지속적 으로 유도할 것으로 판단된다. 본 연구에서는 박스형 보강방안 적용시, 시공단계별 콘크리트의 특성을 주요 설계인자로 설정하였으며, 상기한 이차합성거동에 따 른 시간의존적 Creep 및 Shrinkage 거동을 해석하 기 위해 시공단계를 7단계로 구분하여 3차원 유한요 소해석을 수행하였다. Table 2는 시공단계별 해석과 정을 7단계로 구분하여 정리한 것이며, 시공단계별 구 조계의 변이는 다음과 같다.

시공 1단계는 제작장에서 PSC Beam을 5일간 제작 하여 긴장력을 도입하고 60일 동안 제작장에서 보관하

는 단계이다. 시공 2단계는 현장으로 수송하여 PSC Beam을 소정의 위치에 거치하고 슬래브와 가로보를 타설하는 단계이다. 타설된 콘크리트는 굳지 않은 상 태이므로 자중으로만 작용한다. 시공 3단계는 가로보 와 슬래브가 28일이 지나서 강도를 발휘하는 단계로 슬래브와 PSC Beam이 일체로 작용하며 가로보를 통 해 원활한 격자거동을 나타내는 단계이다. 시공 4단계 는 이차 고정하중 및 공용하중이 작용하는 공용기간이 며, 시공 1단계-4단계까지는 기존 교량의 시공과정과

Table 2 시공단계별 구조계의 변이 및 해석절차

구 분 적 용 하 중 강 성 부 재 비 고

Stage 1

① PSC Beam 자중 ② 내부 긴장력 도입 ③ Creep 및 Shrinkage

주형 5일 양생 + 60일

Stage 2 ① Slab 및 가로보 타설

② Creep 및 Shrinkage 주형 7일

Stage 3 ② Creep 및 Shrinkage 주형 + 바닥판 30일

Stage 4 ① 아스콘 포장 및 난간

② Creep 및 Shrinkage 주형 + 바닥판 3650일(10년)

Stage 5 ① 보강콘크리트 타설

② Creep 및 Shrinkage 주형 + 바닥판 5일 양생 + 30일

Stage 6 ① 외부긴장력(1,600N) 도입

② Creep 및 Shrinkage 주형 + 바닥판 + 보강콘크리트 7일

Stage 7 ① DB-24T 재하

② Creep 및 Shrinkage 주형 + 바닥판 +보강콘크리트 3650일(10년)

(a) Scheme 1 : 모든 거더 보강

(b) Scheme 2 : 외측 2개 & 내측 3개 거더 보강

(c) Scheme 3 : 외측 2개 거더 보강

(d) Scheme 4 : 외측 3개 거더 보강

(d) Scheme 5 : 중앙 3개 거더 보강 Fig. 9 PSC Beam 교량의 박스형 보강방안 선정

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동일하다. 시공 5단계는 10년 공용 후 DB-18T에서 DB-24T로 성능개선을 하거나 노후화에 따른 내하력 저하를 복원하기 위한 보강공사가 시작되는 단계이다.

시공 5단계에서는 박스화를 위해 보강패널이 설치되며, 굳지 않은 보강패널은 자중으로만 작용한다. 시공 6단 계는 보강콘크리트의 강도가 발현하는 단계이다. 강도 가 충분히 발현되는 시점에서 계획된 외부강선을 도입 한다. 시공 7단계는 보강 완료 후 DB-24T 하중이 재 하되는 단계로 10년 동안 재사용 되고 있는 시점에 대 하여 해석을 수행한다. 시공단계별 해석은 교량의 모 든 부분에서 발생되는 응력이 설계기준에 규정된 허용 응력 범위를 만족하도록 반복수행 된다.

보강패널과 PSC Beam이 합성된 시점에서 각각의 콘크리트는 Creep과 Shrinkage차이에 따라 이차적 내 부응력이 발생하며, 이는 시간의 함수로 주어지게 된 다.

⁽¹²⁾

본 연구에서는 콘크리트의 Creep과 Shrinkage 자 체를 정확하게 측정하기는 어려우므로 이론적 해법에 의한 CEB/FIP('90) 예측식을 사용하여 시공단계별 Creep과 Shrinkage 특성을 고려하였다.

^(3)(4)(16)

3.3 대상교량의 건전성 평가

공용기간중 실시된 정밀안전진단 보고서에 따르면 노후화에 의한 내하력 저하가 발생되었으며, 1차 정밀

안전진단 후 실시된 보강설계에서 외부강선을 도입하 여 원설계하중 이상으로 내하력을 복원하였다. 대상교 량의 경우 외부강선 도입을 통해 설계당시 도입된 원 설계하중은 확보하고 있으나 교통량 급증 및 과적차량 의 빈번한 통행 등 가혹한 재하조건으로 인해 계속적 인 노후화가 발생되고 있어 근본적인 성능개선방안이 요구되는 상태이다. 현 상태에서의 대상교량 건전성 평가는 모든 프리스트레스의 손실이 일어난 최종 구조 계를 대상으로 수행하였으며, Table 3은 건전성 평가 에 의한 해석결과를 정리한 것이다.

3.4 대상교량의 보강방안

현재 외부강선으로 보강된 상태에 대한 구조해석 결 과 DB-24T로의 성능 개선시, 외측 주형의 부재응력 이 허용응력을 상회하므로 계속적인 사용은 어려우며, 소정의 보강방안이 요구되는 상태이다. 따라서 대상교 량의 성능개선을 위한 보강방안은 본 연구에서 제안한 박스형 보강방안을 적용하였으며, 보강방법에 따라 Fig. 9와 같이 5가지 Case로 구분하여 시공단계해석을 수행하였다.

1) Scheme 1은 전체 주형을 박스화 하고, 최종단 계로 외부강선을 도입하여 보강하는 방법.

2) Scheme 2는 외측 및 내측 주형을 박스화하고, 최종단계로 외부강선을 도입하여 보강하는 방법.

3) Scheme 3은 외측의 2개 주형을 박스화하고, 최 종단계로 외부강선을 도입하여 보강하는 방법.

4) Scheme 4는 외측의 3개 주형을 박스화하고, 최 종단계로 외부강선을 도입하여 보강하는 방법.

5) Scheme 5는 내측의 3개 주형을 박스화하고, 최종 단계로 외부강선을 도입하여 보강하는 방법.

대상구조물의 외부강선은 본 연구에서 제안하는 박 스형 방안의 실질적인 적용성을 평가하기 위해 배제하 였으며, 보강패널이 형성되는 주형의 양 측면에는 동 일한 긴장력을 가진 외부강선에 의해 보강하는 것으로 계획하였다. 또한 외부강선의 보강은 절곡배치 또는 직선배치로 적용할 수 있으나, 본 연구에서는 시공성 측면에서 유리한 직선배치로 계획하였다.

Table 3 건전성 평가에 따른 응력평가[MPa]

구 분 G1 G2 G3 G4

합 성 전

Beam 자중

상연 -6.6838 -6.6838 -6.6838 -6.6838 하연 8.0072 8.0072 8.0072 8.0072 Slab 자중 상연 -5.6450 -5.8358 -5.8358 -5.8358 하연 6.7627 6.9913 6.9913 6.9913 Internal

Prestress

상연 5.1301 5.1442 5.1388 5.1377 하연 -19.2959 -19.3544 -19.3317 -19.3270

합 성 후

Ascon &

Curb

상연 -0.3781 -0.4924 -0.4663 -0.4607 하연 1.2862 1.4374 1.3075 1.2820 External

Prestress

상연 0.1946 0.1930 0.1919 0.1918 하연 -0.9049 -0.8969 -0.8931 -0.8922 DB-24T 상연 -3.4183 -2.6605 -2.2549 -2.2260 하연 8.6648 7.2604 6.6392 6.5557 최종응력 상연 -10.8006 -10.3354 -9.9101 -9.8769 하연 4.5201 3.4450 2.7204 2.6170

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3.4.1 해석모델의 적합성

보강구조물은 하부플랜지의 형태 및 강성 등이 변경 되기 때문에 이러한 변이특성을 충분히 모사할 수 있 는 해석모델이 요구된다. 따라서 본 연구에서는 제안 된 보강방안의 구조적 효율성을 평가하기 위해, 이질 재료로 구성된 구조부재의 특성과 실제 거동양상을 반 영할 수 있는 개선된 해석모델인 층요소를 이용하여 3 차원 입체구조로 해석모델을 설정하였다.

Fig. 10은 층요소 해석모델을 도시한 것으로서, 층 요소에 의한 해석모델은 바닥판 슬래브, PSC Beam 및 보강패널을 각각 가설위치에 모델링 한 후, Rigid link에 의해 강체연결 시킴으로써, 상호간의 위치특성 을 부여하였으며, 층요소 간의 합성효과를 유도하였 다. 층요소를 이용한 해석모델의 적합성을 평가하기 위해, 정해에 가장 근접할 것으로 판단되는 Solid요소 를 이용하여 보강교량 전체를 모델링 한 후, 자중에

의해 발생하는 처짐을 산정하였으며, 층요소에 의한 해석결과와 비교ㆍ검토하였다. 해석결과 검토해보면, Table 4에 정리된 것과 같이 약 2.5% 정도의 오차수 준으로 본 연구에서 이용한 층요소 해석모델은 보강구 조물의 구조적 거동특성을 평가하기에 타당할 것으로 사료된다.

3.4.2 전단면 보강에 따른 해석결과 분석

보강방안별 구조적 효율성을 평가하기 위한 시공단 계해석은 전 절에서 제시한 시공 7단계로 구분하여 수 행하였다. 보강방안별로 시공 4단계까지는 동일한 시 공단계해석을 거치며, 하부플랜지를 타설하는 시공 5 단계부터 차이를 나타낸다. Table 5는 전체 경간을 박스화 보강하는 전단면 보강방안을 정리한 것이다.

대상 교량의 내ㆍ외측 주형에 대한 시공 1단계에서 부터 시공 4단계의 처짐 변화는 Fig. 11과 같이 시공 이 진행됨에 따라 고정하중의 증가로 인해, 하향처짐 이 증가하는 양상을 나타내고 있다. 전단면 보강방안 적용시, 시공 4단계부터 7단계까지의 시공단계별 처짐 변화를 검토해보면, Fig. 12에서와 같이 보강패널을 신설함으로써, 시공 5단계에서는 하향처짐이 발생하는 것을 확인할 수 있다.

그러나 시공 6단계에서의 외부긴장력 도입 및 시공 5단계 이후 보강패널 설치에 따른 지속적인 이차합성 의 영향인 장기처짐 효과에 의해 하향처짐이 회복되는 경향을 확인할 수 있으며, 특히, 시공 6단계 이후 이 차합성에 의한 상향처짐 양상은 확연하게 나타났다.

Fig. 10 층요소 해석모델

Table 4 해석모델별 처짐비교[cm]

구 분 G1 G2 G3 G4

중앙부 Solid 2.068 2.041 2.027 2.022 Layer 2.020 1.992 1.975 1.970 Ratio (%) 2.321 2.401 2.565 2.572

Table 5 전단면 박스형 보강방안

구 분 하부플랜지 보강 외부강선보강

편측보강 양측보강 Scheme 1 G1-G7 (전체 주형보강) G1, G7 G2-G6 Scheme 2 G1-G2, G3-G5, G6-G7

(외측2개, 내측3개 보강)

G1-G3, G5-G7 G4 Scheme 3 G1-G2, G6-G7

(외측2개 보강)

G1-G2, G6-G7 - Scheme 4 G1-G3, G5-G7

(외측3개 보강)

G1, G3, G5, G7 G2, G6 Scheme 5 G3-G5 (내측3개 보강) G3, G5 G4

Fig. 11 시공단계해석에 따른 거더별 처짐 (단계 1-4)

(8)

고정하중, 긴장력, 크립/건조수축 및 최종처짐에 의 한 시공단계별 처짐도는 참고문헌에 제시하였다.

⁽⁷⁾

사용성 측면에서 중요시되는 공용하중(DB-24T)에 의한 처짐결과를 Table 6에 정리하였다. 공용하중에 의해 발생되는 주형별 하향처짐은 무보강 및 E/T 보 강에 비해 상당히 감소하는 양상이 나타났는데, 이는 보강패널 설치에 따른 폐합단면 형성으로 인해 구조 물의 휨강성이 크게 증대되는 것에 기인하며, 격자 거동시 요구되는 횡방향 강성이 증대되기 때문에 인 접 주형간의 처짐 변화폭이 크지 않은 것을 확인할 수 있다.

본 연구에서는 박스형 보강방안의 실질적인 보강효 과를 검토하기 위해 보강방안(E/T 보강, Scheme

1-5 보강)별 외부긴장력은 동일하게 적용하였다. 무보 강 상태를 기준으로 보강방안별 최종 처짐상태는 Table 7에 정리하였다. 최종처짐에 대한 분석결과, E/T 보강은 모든 주형에서 일정한 복원 양상을 나타 내고 있으며, 가장 양호한 것으로 분석되었다.

Scheme 1-5의 경우, 보강패널 설치에 의한 이차합성 에 따른 지속적인 장기처짐 효과는 매우 큰 상향처짐 을 유도하며, 이로 인해 하향처짐이 크게 회복되는 것 으로 분석되었다.

(a) 외측거더 처짐 (거더 1)

(b) 내측거더 처짐 (거더 4)

Table 6 공용하중에 따른 처짐[mm]

구 분 G1 G2 G3 G4

무 보 강 -20.279 -17.746 -15.761 -15.650 E/T Reinf. -18.829 -16.498 -15.215 -15.463 Scheme 1 -7.402 -7.360 -7.340 -7.343 Scheme 2 -8.524 -8.505 -8.466 -8.448 Scheme 3 -10.211 -10.354 -10.735 -11.032 Scheme 4 -8.327 -8.348 -8.441 -8.656 Scheme 5 -11.106 -10.724 -10.409 -10.421

Table 7 보강방안별 최종처짐[mm]

구 분 G1 G2 G3 G4

E/T Reinf.

고정하중 0.000 0.000 0.000 0.000 외부강선 1.140 1.140 1.139 1.138 Creep/Shrinkage 0.856 0.855 0.854 0.853 합 계 1.996 1.995 1.993 1.991 Scheme

1

고정하중 -4.592 -3.990 -4.010 -4.016 외부강선 0.312 0.316 0.319 0.320 Creep/Shrinkage 5.365 6.276 6.769 6.925 합 계 1.085 2.602 3.078 3.229 Scheme

2

3

4

5

고정하중 -2.309 -1.819 -1.937 -1.972 외부강선 0.107 0.138 0.165 0.169 Creep/Shrinkage 2.839 3.516 4.210 4.482 합 계 0.637 1.835 2.438 2.679

(9)

그러나 Scheme 1-5의 경우, External Tendon에 의한 상향처짐은 Creep/ Shrinkage에 의한 상향처 짐에 비해 매우 작게 산정되었으며, E/T 보강 시 External Tendon에 의한 상향처짐에 비해 감소하는 것으로 나타났다. 이러한 결과는 박스형 보강방안 적 용 시, 보강패널 설치로 인해 증가되는 고정하중이 External Tendon에 의한 상향처짐을 저하시키는 원인인 것으로 분석되었다. 따라서 박스형 보강방안 과 외부프리스트레스 도입공법을 결합하여 적용할 경 우, 상대적으로 작은 긴장력 도입으로도 폐합형 단면 에 따른 강성증대와 이차합성 효과에 인해 우수한 보 강효과를 얻을 수 있을 것으로 기대되며, 최적의 보 강효과를 얻기 위해 적절한 외부긴장력 산정에 대한 평가가 필요할 것으로 사료된다.

보강방안별 최종응력을 Table 8에 정리하였으며, Fig. 13에 도시하였다. 최종응력에 대한 분석결과 Scheme 1-5의 응력은 모두 허용응력 이하이며, 제안 된 박스형 보강 방안에 따른 효과는 양호한 것으로 분 석되었다.

E/T 보강을 적용할 경우, 주형의 상ㆍ하연에 작용 하는 압축 및 인장응력은 무보강에 비해 감소하였으 나, 외측 주형은 허용인장응력을 초과하는 것을 확인 할 수 있다. 그러나 제안된 보강방안을 적용할 경우,

보강 패널 신설로 인한 주형의 상ㆍ하연 응력이 증가 하는 양상을 보이는데 반해, 공용하중 재하시 상ㆍ하 연 응력을 크게 감소시키는 양상을 나타냈으며, 특히, 하연의 인장응력이 매우 개선되는 양상을 확인할 수 있다. 무보강, E/T 보강 및 제안된 전단면 보강에 대 한 시공단계별 응력해석 결과는 참고문헌에 제시하였 다.

⁽⁷⁾

본 연구에서 제안하는 박스형 보강방안에 대한 시공 단계해석결과 폐합단면 형성으로 구조물의 강성이 크 게 확보되어 성능개선 시 요구되는 교량 구조물의 안 정성을 충분히 확보할 수 있는 것으로 평가되었으며, 정량적인 평가를 위해 보강방안별 전절의 해석결과를 바탕으로 하여 기본내하력을 산정하였다.

(a) 인장응력

(b) 압축응력

Fig. 13 각 거더별 인장 및 압축응력 그래프 Table 8 보강방안별 최종응력[MPa]

구 분 G1 G2 G3 G4

무 보 강 상연 -10.9957 -10.5278 -10.1015 -10.0691 하연 5.4362 4.3502 3.6304 3.5263 E/T

Reinf.

상연 -10.8006 -10.3354 -9.9101 -9.8769 하연 4.5201 3.4450 2.7204 2.6170 Scheme

1

상연 -10.7855 -11.0639 -11.1561 -11.2304 하연 0.4994 0.5329 0.5076 0.5612 Scheme

2

상연 -10.8449 -10.6434 -10.7268 -10.8758 하연 1.2945 1.2528 1.1375 0.7734 Scheme

3

상연 -10.4063 -10.3850 -10.2293 -10.1665 하연 1.4841 1.9694 2.2801 2.3410 Scheme

4

상연 -10.5179 -10.7827 -10.6187 -10.4622 하연 0.9007 0.8006 1.3773 1.5396 Scheme

5

상연 -9.8607 -10.2381 -10.5246 -10.6835 하연 2.3542 2.2617 1.7281 1.1187

※ 허용압축응력 fc=0.40 fck=-14.00 Mpa 허용인장응력 ft=1.6 fck=2.99 Mpa (모든 손실이 일어난 후)

(10)

1) 허용응력설계법에 의한 평가

허용응력법에 의한 평가는 식(1)을 사용하였으며, 보 강방안에 따른 최종단계의 응력 및 평가결과를 Table 9에 정리하였다.

RF = ( ( fa

- ( f

d

+ f

p

))/ f

l

) × K

ζ

(1)

여기서, f

a

: 재료의 허용응력, f

d

: 고정하중 응력 f

p

: 축응력, f

l

: 공용하중 응력 K

ζ

: 내하력 보정계수

2) 강도설계법에 의한 평가

강도설계법에 의한 평가는 식 (2)를 사용하였으며, 보강방안에 따른 최종단계의 휨모멘트 및 평가결과를 Table 10에 정리하였다.

RF =

φM

n

- γ

d

× M

d

γ

l

× M

l

× K

ζ

(2) 여기서,

φMn

: 설계저항 모멘트,

rd

: 고정하중 계수

Md

: 고정하중 모멘트,

rl

: 공용하중 계수

M_l

: 공용하중 모멘트,

K_ζ

: 내하력 보정계수

강도설계법에 의한 내하력 평가시 하중계수는 고정 하중에 대해 1.3, 공용하중에 대해 2.15를 적용하였 고, PS 강재의 파괴응력은 극한변형율 0.015에 해당 하는 0.93ㆍ

fpu

=1441.5 Mpa을 적용하였다.

기본내하력을 정량적으로 평가한 결과, Scheme 1과 Scheme 4의 방안이 다른 방안에 비해 슬래브 바닥판 과 이를 지지하는 주형으로 이루어진 교량에서 가장 취 약한 외측 주형의 기본내하율이 높게 산정되었으며, 다 른 보강방안에 비해 효율적인 것으로 평가되었다.

3.4.3 휨 보강에 따른 해석결과 분석

본 연구에서 제안된 박스형 보강방안은 구조물의 휨 성능 향상에 주목적이 있다. 따라서 휨 보강방안에 대 한 시공단계해석은 경간 중앙부 L/2 구간에 전단면 보강방안과 동일한 박스형 보강방안을 적용하여 부분 보강에 따른 거동특성을 분석하였으며, 보강되는 주형

Table 9 허용응력설계법에 따른 평가결과[MPa]

구 분 G1 G2 G3 G4

E/T Reinf.

fd+fp -4.1447 -3.8154 -3.9188 -3.9387 fl 8.6648 7.2604 6.6392 6.5557 RF 0.823 0.937 1.041 1.057 Scheme

1

fd+fp -1.8340 -1.7968 -1.8824 -1.8993 fl 2.3334 2.3297 2.3900 2.4605 RF 2.067 2.055 2.039 1.987 Scheme

2

fd+fp -1.7062 -1.7493 -1.9026 -2.2710 fl 3.0007 3.0021 3.0400 3.0444 RF 1.565 1.579 1.609 1.728 Scheme

3

fd+fp -2.5998 -2.4134 -1.8657 -1.8248 fl 4.0839 4.3827 4.1458 4.1658 RF 1.369 1.233 1.171 1.156 Scheme

4

fd+fp -2.0680 -2.1526 -1.9262 -1.2680 fl 2.9687 2.9532 3.3035 2.8076 RF 1.704 1.741 1.488 1.517 Scheme

5

fd+fp -2.1565 -1.7514 -2.4650 -2.8632 fl 4.5107 4.0131 4.1931 3.9819 RF 1.141 1.181 1.301 1.470

Table 10 강도설계법에 따른 평가결과[N-m]

구 분 G1 G2 G3 G4

E/T Reinf.

Mn 127172.3 127172.3 127172.3 127172.3 Md 30408.9 31128.2 30882.2 30834.1 Ml 16410.5 13750.7 12574.0 12415.9 RF 1.599 1.883 2.069 2.097

Scheme 1

Mn 127172.3 127172.3 127172.3 127172.3 Md 33577.4 34134.3 33859.4 33804.5 Ml 4419.2 4412.3 4526.4 4660.0 RF 5.583 5.529 5.419 5.270

Scheme 2

Mn 112968.0 112968.0 112968.0 127172.3 Md 33577.4 33684.8 33394.2 33202.0 Ml 5683.0 5685.7 5757.6 5765.9 RF 3.528 3.517 3.498 4.311

Scheme 3

Mn 112968.0 112968.0 101447.4 101447.4 Md 32033.2 32598.4 32720.7 32771.7 Ml 7734.5 8300.6 7851.8 7889.6 RF 2.691 2.474 2.130 2.117

Scheme 4

Mn 112968.0 127172.3 112968.0 101447.4 Md 32943.6 33505.6 33392.8 33665.6 Ml 5622.6 5593.1 6256.6 5317.3 RF 3.622 4.417 3.219 3.057

Scheme 5

Mn 101447.4 101447.4 112968.0 127172.3 Md 32239.0 32975.3 32465.3 32269.3 Ml 8542.9 7600.5 7941.4 7541.5 RF 1.986 2.184 2.594 3.358

(11)

위치는 전단면 보강방안과 동일하므로 scheme ○-1 의 형태로 표기하였다. 이때, 외부강선에 의한 긴장력 도입은 휨모멘트가 크게 작용하는 중앙부에 직선배치 로 적용하였다.

휨 보강방안에 의한 시공 4단계부터 7단계까지의 시공단계별 하향처짐을 Fig. 14에 도시하였다. 휨보 강의 경우에도 전단면 보강의 경우와 같이 보강패널 설치에 의한 하향처짐은 시공 6단계에서의 외부긴장력 도입 및 시공 5단계이후 보강패널 설치에 따른 지속적 인 이차합성의 영향인 장기처짐 효과에 의해 회복되는 양상을 나타냈다. 특히, 시공 6단계 이후 상향처짐 양 상은 확연하게 나타났다. 고정하중, 긴장력, 크립/건조 수축 및 최종처짐에 의한 시공단계별 처짐도는 참고문 헌에 제시하였다.

⁽⁷⁾

무보강 상태를 기준으로 보강방안별 최종 처짐상태는 Table 11에 정리하였다. Scheme 1-1 및 Scheme 5-1의 외측 주형의 경우는 보강패널 설치에 의한 하 향처짐이 외부긴장력 도입 및 이차합성에 따른 장기처 짐에 의한 상향처짐으로 회복되지 못하고, Table 11 에 정리된 것과 같이 하향처짐이 잔류하는 것으로 분 석되었다.

사용성 측면에서 중요시되는 공용하중(DB -24T)에 의한 처짐결과를 Table 12에 정리하였다. 휨 보강에 의한 보강패널 설치 시 전단면 보강의 경우 보다 다소 큰 처짐이 발생하나, 구조물의 휨 강성의 증대로 공용 하중에 의한 하향처짐이 감소하여 사용성 측면에서 양 호한 것으로 분석되었다. 그러나 Table 12에 정리된 것과 같이 Scheme 5-1의 경우 횡방향 휨 강성의 증 대효과가 미비하여 인접 주형의 처짐 변화폭이 다소

(a) 외측거더 처짐 (거더 1)

(a) 내측거더 처짐 (거더 4)

Table 11 보강방안별 최종처짐[mm]

구 분 G1 G2 G3 G4

Scheme 1-1

고정하중 -3.927 -3.317 -3.334 -3.339 외부강선 0.200 0.206 0.208 0.209 Creep/Shrinkage 3.000 4.522 5.395 5.689 합 계 -0.727 1.411 2.269 2.559 Scheme

2-1

3-1

4-1

5-1

고정하중 -1.953 -1.432 -1.522 -1.551 외부강선 0.060 0.075 0.092 0.097 Creep/Shrinkage 1.509 2.222 3.011 3.373 합 계 -0.384 0.865 1.581 1.919

Table 12 공용하중에 따른 처짐[mm]

구 분 G1 G2 G3 G4

Scheme 1-1 -11.096 -9.559 -8.582 -8.525 Scheme 2-1 -12.125 -10.724 -9.617 -9.518 Scheme 3-1 -13.863 -12.693 -12.120 -12.223 Scheme 4-1 -11.888 -10.577 -9.856 -9.979 Scheme 5-1 -16.490 -13.980 -11.639 -11.443

(12)

커서 Table 6에 정리된 무보강의 경우와 유사한 결과 를 나타냈다.

보강방안별 최종응력을 Table 13에 정리하였으며, Fig. 15에 도시하였다. 최종응력에 대한 검토결과 Scheme 5-1의 경우 보강효과가 부족하여 허용응력을 초과하는 응력이 발생되는 것에 반해, 나머지 Scheme 의 경우에는 박스보강에 따른 효과는 양호한 것으로 나타났다. 특히, 하연의 인장응력이 매우 개선되는 양 상을 나타났다. 제안된 휨 보강에 대한 시공단계별 응 력해석 결과는 참고문헌에 제시하였다.

⁽¹⁷⁾

본 연구에서 제안하는 박스형 보강방안의 휨 보강에 대한 시공단계해석결과 폐합단면 형성으로 교량 구조 물의 강성이 크게 확보되어 성능개선 시 요구되는 구 조물의 안정성을 충분히 확보할 수 있는 것으로 평가 되었으며, 정량적인 평가를 위해 전절의 해석결과를 바탕으로 보강방안별 기본내하력을 산정하였다.

1) 허용응력설계법에 의한 평가

허용응력법에 의한 평가는 전절과 동일한 식(1)을 사용하였으며, 보강방안에 따른 최종단계의 응력 및 평가결과를 Table 14에 정리하였다.

2) 강도설계법에 의한 평가

강도설계법에 의한 평가는 전절과 동일한 식 (2)를 이용하였으며, 보강방안에 따른 최종단계의 휨모멘트 및 평가결과를 Table 15에 정리하였다. 이때, 하중계

(a) 인장응력

(b) 압축응력

Fig. 15 각 거더별 인장 및 압축응력 그래프 Table 13 보강방안별 최종응력[MPa]

구 분 G1 G2 G3 G4

Scheme 1-1

상연 -10.7561 -11.0602 -10.9668 -11.0210 하연 0.9513 0.6932 0.4173 0.4363 Scheme

2-1

상연 -10.6514 -10.5739 -10.5254 -10.7650 하연 1.4262 1.5925 1.0570 0.7561 Scheme

3-1

상연 -10.7163 -10.7622 -10.0656 -10.0526 하연 1.7501 2.3097 2.3844 2.6411 Scheme

4-1

상연 -10.6099 -10.9011 -10.4815 -10.1079 하연 1.1700 1.0406 1.3367 1.4918 Scheme

5-1

상연 -10.6541 -10.2889 -10.5977 -10.7222 하연 4.4489 2.7493 1.4921 1.0849

※ 허용압축응력 fc = 0.40 fck = -14.00 Mpa 허용인장응력 ft = 1.6 fck = 2.99 Mpa (모든 손실이 일어난 후)

Table 14 허용응력설계법에 따른 평가결과[MPa]

구 분 G1 G2 G3 G4

Scheme 1-1

fd+fp -1.9485 -1.8790 -1.9625 -1.9705 fl 2.8998 2.5722 2.3798 2.4068 RF 1.703 1.893 2.081 2.061 Scheme

2-1

fd+fp -2.2083 -1.8962 -1.9838 -2.2809 fl 3.6345 3.4887 3.0408 3.0370 RF 1.430 1.401 1.636 1.736 Scheme

3-1

fd+fp -2.6079 -2.4082 -2.1227 -2.1615 fl 4.3580 4.7179 4.5071 4.8026 RF 1.285 1.144 1.134 1.073 Scheme

4-1

fd+fp -2.1837 -2.1816 -2.0358 -1.5675 fl 3.3536 3.2222 3.3724 3.0593 RF 1.543 1.605 1.490 1.490 Scheme

5-1

fd+fp -2.4259 -1.9722 -2.4390 -2.7638 fl 6.8748 4.7214 3.9311 3.8487 RF 0.788 1.051 1.381 1.495

(13)

수와 설계모멘트 강도는 전단면 보강방법과 동일하게 적용하여 평가하였다.

기본내하력에 의한 정량적인 평가결과, 전단면 보강 에서와 같이 Scheme 1-1과 Scheme 4-1의 경우가 다른 방안에 비해 슬래브 바닥판과 이를 지지하는 주 형으로 이루어진 교량에서 가장 취약한 외측 주형의 기본내하율이 높게 산정되었으며, 다른 보강방안에 비 해 효율적인 것으로 평가되었다.

3.4.4 보강방안에 따른 적용성 평가

보강방안에 따른 적용성 평가를 수행한 결과 박스형 보강방안 도입 후 구조물이 보유하게 되는 강성 측면 에 서는 전단면 보강방안이 휨 보강방안에 비해 우수 할 것으로 기대되나 시공성과 경제성 측면에서는 휨 보강을 적용하는 방안이 효율적일 것으로 판단된다.

전단면 보강방안과 휨 보강방안에 대한 최종인장응 력 및 기본내하력 비교 결과를 도시한 Fig. 16을 검 토해보면, 외측 주형의 응력은 증가하는 추세를 나타 내며 Scheme 5-1의 경우 허용응력을 초과하는 응력

이 발생하는 것을 파악할 수 있다. 교량연장방향 전단 면 보강에 비해 휨 보강방안 적용 시 외측 주형의 보 강효과가 다소 부족한 것으로 평가되었으나, 허용응력 을 초과하는 Scheme 5-1을 제외하면 실용상 문제가 없는 미비한 수준으로 대상교량의 보강방안으로 채택 되기에 그 적용성이 우수한 것으로 분석되었다.

Scheme 1-1과 Scheme 4-1의 경우 공용기간 동 안 성능평가의 지표가 되는 교량의 내하율 측면에서 외측 주형 및 내측 주형이 1.49이상의 우수한 결과를 제공하여 다른 보강방안에 비해 구조적 효율이 양호한 것으로 나타났다. 전단면 보강과 휨 보강방안에 대한 비교ㆍ분석결과 휨 보강에 따른 보강효율이 양호하여 지점부의 전단력 문제가 대두되지 않는다면 기존 구조 물에 대한 상세검토를 토대로 외측 주형 보강 시, 휨 보강을 채택하여도 구조물의 안정성을 확보하는데 문 제가 없을 것으로 판단된다.

Table 15 강도설계법에 따른 평가결과[N-m]

구 분 G1 G2 G3 G4

Scheme 1-1

Mn 127172.3 127172.3 127172.3 127172.3 Md 32874.8 33452.2 33132.7 33063.9 Ml 5492.0 4871.6 4507.1 4558.3 RF 4.556 5.077 5.523 5.468

Scheme 2-1

Mn 112968.0 112968.0 112968.0 127172.3 Md 32356.7 33096.0 32788.3 32632.4 Ml 6883.5 6607.3 5759.0 5751.9 RF 3.001 3.071 3.549 4.371

Scheme 3-1

Mn 112968.0 112968.0 101447.4 101447.4 Md 31654.3 32269.7 32265.4 32271.2 Ml 8253.7 8935.2 8536.1 9095.8 RF 2.545 2.317 1.986 1.864

Scheme 4-1

Mn 112968.0 127172.3 112968.0 101447.4 Md 32345.1 32945.9 32792.6 33045.4 Ml 6351.5 6102.6 6387.1 5794.1 RF 3.253 4.094 3.200 2.859

Scheme 5-1

Mn 101447.4 101447.4 112968.0 127172.3 Md 31876.4 32584.0 32076.4 31882.3 Ml 13020.4 8942.0 7445.2 7289.2 RF 1.317 1.878 2.793 3.500

(a) 최종인장응력 분포

(b) 내하력 분포 Fig. 16 최종인장응력 및 내하력

(14)

4. 결 론

본 연구에서 제안된 박스형 보강방안을 이용하여 시 간의존적 이차합성효과를 고려한 노후 PSC Beam 교 량의 시공단계별 정밀해석을 수행한 결과 다음과 같은 결론을 내릴 수 있다.

제안된 박스보강 형태에 의한 강성증대와 보강패널 신설시 이차합성에 의한 장기처짐 효과는 고정하중 증 대에 따른 하향처짐과 같은 부정적 효과를 상쇄할 수 있을 것으로 사료된다. 연결보강부의 신설로 인해 대 상교량의 주형 상ㆍ하연 응력은 증가하는 양상을 보이 는데 반해, 공용하중 재하 시 상ㆍ하연 응력을 크게 감소시키는 양상을 보였으며, 특히 하연의 인장응력이 매우 감소하는 양상으로 볼 때, 제안된 박스형 보강방 안은 구조적으로 개선된 보강방안으로 사료된다.

제시된 박스형 보강방법에 따른 보강효과를 검토한 결과, PSC Beam 교량과 같은 형교는 주형의 지지간 격에 따라 다소 차이는 있으나 내측 주형에 비해 외측 주형이 취약하므로 Scheme 4와 4-1과 같은 외측 주 형에 대한 보강계획을 수립하는 것이 효율적일 것으로 판단된다. 또한 Scheme 4와 4-1의 보강방안을 적 용할 경우 내ㆍ외측 주형이 보유한 기본내하력 분포가 유사하여 보강효율 측면이나 시공성ㆍ경제성 측면에서 우수할 것으로 사료된다. 그러나 휨 보강방안에 대한 분석결과 보강위치에 따라 현격한 결과 차이를 나타내 고 있으므로 휨 보강 적용 시 대상교량에 대한 상세한 구조해석이 선행되어야 하며 해석 결과에 따라 보강범 위를 결정해서 구조물의 안정성을 확보해야 할 것으로 판단된다.

박스형 보강방안과 외부프리스트레스 도입공법의 결 합은 기존의 보강방법에 비해 보다 우수한 결과를 제 공할 수 있을 것으로 사료되며, 작은 긴장력 도입으로 도 폐합형 단면에 따른 강성증대와 장기처짐(Creep/

Shrinkage) 효과는 노후 PSC Beam 교량의 안정적 인 내하력을 확보에 유리할 것으로 판단된다.

본 연구에서는 노후 PSC Beam교를 대상으로 하여 폐단면 박스형 보강방안을 제안하고, 보강효과를 해석 적으로 평가하였으나 향후 본 보강방안의 실무적용과 지속적 발전을 위해서 기존 교량 구조물에 대한 정확

한 분석과 이해를 바탕으로 보다 체계적으로 평가가 수행되어야 할 것이며, 특히, 실제 시공 시 연결부에 대한 상세적인 측면과 시공성 및 유지보수관리 등에 대해 상세한 계획이 수립되어야 할 것으로 판단된다.

감사의 글

이 논문은 2005년도 충남대학교 학술연구비의 지원 에 의하여 연구되었으며, 이에 깊은 감사를 드립니다.

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