1. 서 론

1955년 스웨덴에 최초의 근대식 사장교인 Strömsund교 (중앙지간장 182m)가 건설된 이후, 급속한 발전을 거듭하여 2000년대 이후 현재 중앙지간장 1,000m 이상의 사장교들 (Russky교-1,104m, Sutong교-1,088m, Stonecutters교-1,018m) 이 건설된 바 있다 (^{Wikipedia, 2014}). 이처럼, 사장교 건설이 활발하게 된 배경에는 구조해석 기술의 발전, 고강도 재료 개발과 새로운 시공기술 채택 등의 토목공학기술 발달이 기 여한 바가 크다.

사장교에서 가장 중요시 되는 기술적인 문제 중 하나는 측 경간 앵커 케이블에 의한 단부 교각에서의 부반력 발생이다. 이는 사장교 구조형식 상 필히 발생하고, 구조해석 시 반드 시 거쳐 가야 되는 과정이며, 경간구성, 상부구조 형식, 케이 블 배치 등의 전반적인 사장교 계획을 결정하는 중요한 인자 이다.

일반적으로 교량계획 시에는 교량의 재료와 경간구성 등 에 따른 경제성 그리고 시공장비, 시공기간 및 시공안전성 등에 의한 시공성 등을 고려하여 교량형식을 결정하게 된다. 따라서 사장교 계획 시 경제성과 시공성을 확보하기 위하여 경간구성, 상부구조 및 케이블 구성 등을 적절히 결정해야 하고, 현장 여건에 부합하는 부반력 제어 대책을 수립하여야 한다.

그러므로 본 논문에서는 최근 설계된 사장교에 적용된 부 반력 제어대책을 비교⋅분석하여 대상교량에 대한 부반력 제어대책을 제시하였다.

2. 대상 교량의 문제점

메콩강 하류의 꾸롱 삼각주 (Cuu Long Delta)는 베트남에 서 두 번째로 큰 도시인 호치민의 남서부 지역에 위치하고 있다. 베트남 정부는 이 지역 발전을 위해서 메콩강 삼각주 지역 연결 사업 (Central Mekong Delta Region Connectivity Project)을 진행 중에 있으며, 총 3개의 공구로 구성된다. 밤 콩 교량 건설 사업 (Vam Cong Bridge Construction Project) 은 이 사업의 3공구로서 하우강 (Hau River)을 횡단하는 구 간에 위치해 있다.

밤콩 교량은 총연장 2.97km로서 사장교와 접속교량으로 이 루어져 있다. 주교량은 중앙경간 450m를 갖는 3경간 강합성 사장교로 설계되었고, 사장교 시⋅종점부의 접속교량은 Super-T 거더 형식으로 이루어져 있다 (^{JV of Dasan et al., 2013}). 타당성 검토 단계에서 밤콩교량은 Fig. 1과 같이 68m+122m+ 450m+122m+68m=830m의 5경간 사장교로 계획되었으나, 실시설계에서 여러 제반 상황을 검토한 결과, Fig. 2와 같이 210m+450m+210m=870m의 3경간 사장교로 변경되었다 (^{JV of Dasan et al., 2013}).

Fig. 1.

5 Span Cable Stayed Bridge (F/S Design)

Fig. 2.

3 Span Cable Stayed Bridge (Detailed Design)

사장교에서 측경간비 (측경간/중앙경간)는 단부 교각에 부 반력 발생을 지배하며, 사장교의 구조적 거동을 결정하는 중 요한 요인 중 하나이다. Fig. 3과 같이 주탑의 좌우 수평력이 균 형을 이루는 조건을 만족하는 경우, 측경간 케이블 장력의 연직 성분 (Vs)은 측경간비 (Xs/Xc)의 함수로 표현된다 (^{Sciencebook, 2003}). 측경간비가 0.5 이하로 작아질 경우, 측경간에서의 Vs는 고정하중 Qs보다 상대적으로 큰 값이 되어 부반력이 발생하고 부모멘트가 단부에 집중된다. 따라서 가장 이상적 인 측경간비는 0.5 로서 측경간과 중앙경간의 고정하중 비율 이 동일해져 상부구조 단부에 부모멘트 집중현상이 사라지 고, 앵커 케이블 용량도 과도하지 않게 된다.

Fig. 3.

Vertical Force on Anchor Cable

그러나 교량 시공완료 후 Fig. 4와 5에 나타낸 바와 같이 활하중이 중앙경간에 재하되는 경우에는 다른 역학적 검토 가 필요하다. 측경간의 길이가 증가하면, 앵커 케이블 길이 도 증가하며 전체 사장교 면내 강성이 감소하게 되고, 또한 중앙경간부의 활하중에 의한 처짐이 과대하게 발생한다. 그 리고 중앙경간과 측경간에 교번으로 활하중이 재하되는 경 우, 앵커 케이블에는 인장력과 압축력의 교번장력 차이가 크 게 발생하며, 이러한 영향으로 앵커 케이블의 피로응력이 증 가하게 된다 (^{Sciencebook, 2003}). 그러므로 완성계의 활하 중 재하를 고려할 경우는 측경간비를 일정부분 작게 설정해 야 하고, 일반적인 도로교의 경우 0.42의 측경간비가 추천되 고 있다 (^{Korea Highway Corporation, 2001}).

Fig. 4.

Live Load Deflection at Center Span

Fig. 5.

Alternating Force on Anchor Cable

밤콩교량의 타당성 검토 단계에서는 측경간비 0.42 (190m/ 450m)로 일반적인 추천값을 적용하였고, 측경간 내부 중간 교각을 설치하여 단부 앵커교각에 집중되는 부반력을 분산 하는 효과를 예상하였다 (^{TEDI, 2011}). 그러나 실시설계에 서 시공단계 검토 결과, 측경간 내부 중간교각으로 인하여 측경간 단부 68 m 구간의 시공 시에는 균형 캔틸레버 공법 을 적용하지 못하고, Fig. 6에 나타낸 바와 같이 플로팅 크레 인 (3,000tonf)을 이용한 일괄가설을 해야 한다. 하지만 현지 사정상 플로팅 크레인과 같은 대형 장비 수급이 원활하지 못 하여 시공성에 문제가 제기되었다. 그리고 측경간 일괄가설 에 따른 대규모 가설벤트가 필요하게 되어 가설 공정이 증가 하게 되었으며, 해외에서의 대형 장비 도입 및 운용과 대규 모 가설벤트 제작에 따른 경제성에도 문제가 있는 것으로 파 악되었다. 따라서 중간교각을 배제하는 방향에 대해서 검토 의 필요성이 대두되었다.

Fig. 6.

Side Span Construction on F/S Design

영구하중, 활하중 및 풍하중 등의 사용하중이 재하되는 완 성계 해석을 수행한 결과, Fig. 7에 나타낸 바와 같이 내부 중간교각으로 부반력이 분산되었지만, 단부 앵커교각 (13,030 kN)과 내부 중간교각 (8,574kN)에 과도한 부반력이 발생하 는 것을 확인하였다. 이는 교량 계획시 측경간비에 따른 불 균형력의 절대적인 크기를 고려하지 못한 결과로서, 내부 중 간교각 설치 이외에 추가적인 Counter Weight 등의 부반력 대책을 고려한지 못한 구조계획상의 문제점이라 볼 수 있다.

Fig. 7.

Negative Reactions on F/S Design

3. 부반력 제어를 위한 구조해석

3.1. 구조해석

타당성 검토 및 실시설계에서 계획한 사장교에 대하여 구 조해석을 수행하였다. 사용한 구조해석 프로그램은 RM 2006 V9이다 (^{Bently, 2008}).

초기 케이블 도입장력의 산정을 위해 반복 작업을 수행하 여 주탑의 변위 및 부재력과 보강형 모멘트의 최소화, 균등 한 케이블 장력 분포를 유도하였고 (^{Neils J. Gimsing, 1998}), 각 시공단계별 가설하중, 시간에 따른 콘크리트의 크리프와 건조수축, 가설벤트 등을 고려하여 시공단계 해석을 수행하 였으며, 구조해석 모델은 Fig. 8과 같다.

Fig. 8.

Structural Analysis Modeling

3.2. 부반력 대책의 적용성 검토

사장교의 단부 교각에서의 부반력 문제점을 보완하기 위 한 대책으로는 내부 중간교각을 설치하거나, Counter Weight 를 계획하는 방법 등이 있다. 일반적으로는 2가지 방법을 혼 용해서 적용하는 경우가 많다.

Counter Weight를 적용하는 경우 다음과 같은 방법을 적 용할 수 있다. 첫째, Fig. 9에 나타낸 바와 같이 상부구조 측 경간 단부에 채움 콘크리트를 타설하여 Counter Weight를 설정하는 방법으로, 측경간 단부 박스 거더 내부 또는 측경 간 단부 가로보 박스 내부에 콘크리트를 채우는 방법이다. 둘째, Fig. 10에 나타낸 바와 같이 접속교의 고정하중을 사 장교 측경간으로 전달하여 Counter Weight 효과를 나타내게 하는 방법으로, 측경간 단부에 캔틸레버 구조를 적용하여 접 속교 받침을 측경간 단부 캔틸레버 구조에 설치하는 방법이 다. 셋째, Fig. 11에 나타낸 바와 같이 1개의 접속교 경간을 사장교 측경간과 강결로 연결하여 실질적으로 사장교 측경간 개소를 증가시켜 Counter Weight를 확보하는 방법이다. 넷째, Fig. 12에 나타낸 바와 같이 복합 사장교 계획으로 측경간은 무거운 콘크리트 구조로, 중앙경간은 가벼운 강구조로 계획하 는 방법으로 측경간에 Counter Weight를 도입하는 방법이다.

Fig. 9.

Concrete Fill

Fig. 10.

Cantilever System at Bridge End

Fig. 11.

Rigid Connection on Side Span

Fig. 12.

Hybrid Cable Stayed Bridge

대상 교량인 밤콩교량에서는 대형장비의 수급 등의 시공 성 문제로 인하여 내부 중간교각을 배제하는 방향의 교량 계 획을 검토하게 되었으며, 이와 동시에 부반력을 감소시키는 대책이 필요하여, 부반력 감소 대책으로 측경간에 Counter Weight를 설치하기 위하여 위의 4가지 방법을 고려하였으 나, 모두 현장 여건을 만족하지는 못하였다. Counter Weight 를 설치할 수 없는 이유는 다음과 같다. 첫째, 채움 콘크리트 타설은 상부구조가 박스 거더인 경우에만 적용할 수 있다. 둘째, 단부 캔틸레버 구조에 받침을 설치하는 경우 사장교 측경간 단부가 복잡해지고 비대해지며, 받침과 신축이음 등 의 유지관리에 어려움이 예상되었다. 셋째, 접속교와 강결 연결의 경우, 접속교가 콘크리트 거더교 (Super-T Girder)로 서 강합성 I 거더교인 사장교와 구조 형식이 다르기 때문에 불가능하였다. 넷째, 복합 사장교 계획은 일반적으로 박스거 더에 적용하는 방법으로, 전체적인 교량계획을 변경해야하는 설계절차 상의 문제점과 측경간에 필수적으로 내부 중간교 각이 설치되어야 하는 문제점이 대두되었다.

따라서 현장 여건을 만족하는 새로운 부반력 제어 대책을 고려하기 위하여, 교량의 경간계획을 부분적으로 재검토하였 다. 부반력 제어 대책으로 Table 1에 나타낸 바와 같이 타당성 검토 단계에서 제안된 측경간비 0.42 (190m/450m)를 0.467 (210m/450m)로 조정하여 부반력을 감소시키며, 이와 동시에 내부 중간교각을 배제하는 방안을 제시하였다.

Table 1.

Comparison of Bridge Plan

Item	Bridge Plan	Comparison
F/S Design		- Install the Intermediate Pier on Side Span - Side Span Ratio : 0.42(190/450)
Detailed Design		- Remove the Intermediate Pier on Side Span - Increase the Length of Side Span (20m) - Side Span Ratio : 0.467(210/450)

4. 비교분석

4.1. 시공성 비교

타당성 검토 단계에서는 Table 2에 나타낸 바와 같이, 1단 계까지는 균형 캔틸레버 공법으로 가설이 진행되지만, 이후 측경간 일괄가설 시 플로팅 크레인과 가설벤트가 필요하게 된다. 대규모 장비 운용, 시공법 변경 및 가시설 구조물 설치 등으로 시공 공정이 복잡해질 수 있으므로, 실시설계에서는 Table 3에 나타낸 바와 같이 내부 중간교각을 배제하여, 사 장교 상부구조 전체 공정을 균형 캔틸레버공법으로 일관되 게 적용함으로서 플로팅 크레인과 같은 대규모 장비 투입, 가설벤트 설치의 공정을 제거하여 공정을 단순화하였다.

Table 2.

Construction Stages on F/S Design

Stage 1 : Construction of Side Span End (By Floating Crane)	Stage 2 : Closed Stage on Side Span
Stage 3 : Closed Stage on Center Span	Stage 4 : Completion of Construction

Table 3.

Construction Stages on Detailed Design

Stage 1 : Ballanced Cantilever Construction	Stage 2 : Closed Stage on Side Span
Stage 3 : Closed Stage on Center Span	Stage 4 : Completion of Construction

4.2. 시공단계 해석 및 완성계 해석 비교

타당성 검토와 실시설계의 시공단계 해석과 완성계 해석 결과를 Table 4, 5에 비교하였다. 시공단계가 완료된 영구하 중 상태에서 타당성 검토와 실시설계의 부재력을 비교한 결 과, 실시설계에 비해서 상대적으로 타당성 검토에서 측경간 비 차이로 인한 불균형력으로 측경간 단부 거더 모멘트와 최 외측 케이블 장력 및 주탑 모멘트가 과대하게 발생하였다.

Table 4.

Comparison of Construction Stage Analysis Results

Item	F/S Design	Detailed Design
BMD of Girder
	-45,800 kN·m ~ 18,326 kN·m	-7,996 kN·m ~ 9,400 kN·m
BMD of Pylon
	-17,138 kN·m ~ 15,244 kN·m	-7,996 kN·m ~ 9,400 kN·m
Cable Tension Force
	1,968 kN ~ 5,920 kN	2,143 kN ~ 4,995 kN

Table 5.

Comparison of Service Stage Analysis Results

Item	F/S Design	Detailed Design
BMD of Girder
	-58,763 kN·m ~ 37,383 kN·m	-30,181 kN·m ~ 33,385 kN·m
BMD of Pylon
	-164,649 kN·m ~ 171,544 kN·m	-253,308 kN·m ~ 248,377 kN·m
Cable Tension Force
	1,803 kN ~ 6,889 kN	1,823 kN ~ 6,887 kN
Negative Reaction	Anchor Pier : 13,029 kN, Intermediate Pier : 8,574 kN	Anchor Pier : 6,920 kN

그리고 최종 사장교 가설이 완료된 후, 영구하중, 활하중 및 풍하중 등이 작용하는 완성계 상태에서 거더 모멘트는 실 시설계에서 부모멘트가 약 49% 감소되어 개선되었지만, 측 경간비의 증가로 인한 활하중 모멘트의 증가로 주탑 모멘트 는 약 48% 증가하였다. 그러나 전체적인 주탑 안전성에는 문제가 없음을 확인하였다. 케이블 장력의 경우는 타당성 검 토와 실시설계에서 큰 차이를 보이지 않았다. 또한 앵커교각 과 중간교각에서의 부반력은 실시설계에서 약 70% 감소하 여 구조적 안전성이 대폭 개선되었음을 확인하였다.

5. 결 론

사장교는 다수의 케이블에 의해 지지되는, 역학적으로 복 잡한 거동을 하는 구조체이므로 동일 연장의 사장교의 경우 에도 부반력 제어 대책에 따라 다양한 시공성 및 경제성을 얻을 수 있다. 본 연구의 대상 교량인 밤콩 사장교의 경우 다음과 같이 부반력을 제어하여 시공성 및 경제성을 얻을 수 있었다.

본 논문에서는 실제 설계를 통하여 사장교 부반력 제어 대 책과 교량계획의 예시를 제시하였으나, 제시된 사례가 다른 곳에서도 동일하게 적용될 수 있는 것은 아니며, 사장교의 구조 특성상 외부 여건에 따라서 다양한 해법이 존재할 수 있고, 이것은 해당 교량기술자의 몫이라고 생각된다.