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문제 정의
- 허용항타응력은 소재의 항복응력의 90% 수준으로 관리하도록 기준화 되어 있으므로 고강도 소재를 사용할 경우 고항타에너지로 말뚝을 더 깊은 심도까지 관입하여 시공할 수 있게 해준다. 이러한 추가 근입깊이는 보다 높은 지반의 지지력을 확보해주어 말뚝 본당 허용 설계지지력을 향상시켜 준다. 이와 같은 방법을 사용할 경우에는 약 40% 수준의 경제성 향상이 가능하다(나승민, 2009).
- 본 논문에서는 STKT590 소재를 이용한 고강도 강관말뚝에 대해서 광양지역 지반조건에서 다양한 말뚝 재하시험을 수행하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
가설 설정
- 본 현장에서는 매립층 아래 연약점토층이 있어 부주면마찰력을 고려할 필요가 있었으며 하중전이시험 결과를 이용하여 부주면마찰력을 고려한 허용지지력을 도출하였다. 중립점 위치는 N치 8 이하에 해당되는 깊이 21m와 중립점 계수 1.0 을 가정하여 검토하였으며 다음 식 (6)을 이용하여 구했다.
제안 방법
- 본 연구에서는 앞서 언급한 두 번째 방식을 사용하여 현장에서 재하시험을 수행하였다. 말뚝의 지름별, 두께별, 소재의 강도별 그리고 PHC말뚝과의 상호비교를 위해 총 10본의 말뚝에 대한 현장재하시험을 수행하였다.
- 본 연구에서는 앞서 언급한 두 번째 방식을 사용하여 현장에서 재하시험을 수행하였다. 말뚝의 지름별, 두께별, 소재의 강도별 그리고 PHC말뚝과의 상호비교를 위해 총 10본의 말뚝에 대한 현장재하시험을 수행하였다. 시험결과를 토대로 지지력 특성을 분석하였으며 적정 설계지지력을 도출하여 강관말뚝에서 소재의 고강도화로 얻는 특징을 살펴보았다.
- 말뚝의 지름별, 두께별, 소재의 강도별 그리고 PHC말뚝과의 상호비교를 위해 총 10본의 말뚝에 대한 현장재하시험을 수행하였다. 시험결과를 토대로 지지력 특성을 분석하였으며 적정 설계지지력을 도출하여 강관말뚝에서 소재의 고강도화로 얻는 특징을 살펴보았다.
- 총 10개의 말뚝을 대상으로 시험을 수행하였으며 이는 강관말뚝의 경우에는 강도별, 지름별, 두께별, 선단부 개단/폐단별 구분하여 시험계획을 수립하였고 원설계에 반영되었던 PHC말뚝(PHC600A)에 대해서도 재하시험을 수행하여 고강도 강관말뚝과의 지지력 특성을 비교하였다. 말뚝간의 간격은 D406.
- 모든 말뚝에 대해서는 항타 전과정에 대한 EOID와 3차례의 restrike를 수행한 동재하시험이 진행되었으며 강재 슬래브를 이용한 사하중방식의 정재하시험 2회(HSP4-1, HSP5-1), 인발재하시험 2회(HSP4-2, HSP5-2), 수평재하시험 4회(HSP4-1, HSP4-2, HSP5-1, HSP5-2)를 수행하였다(그림 2 참조). 하중전이시험은 정재하시험 2회 모두 수행하여 깊이별 지지력 특성을 도출하였다.
- 정재하시험용 말뚝을 제외한 모든 말뚝에서 동재하시험을 항타전공정에 걸친 EOID와 3차례의 restrike(1~3일후, 1주일후, 3주후)를 수행하였으며 HSP4-2와 HSP5-2의 주면마찰력분포를 살펴보면 다음 그림 3과 같다. 그림 3을 살펴보면, 전체적으로 시간이 경과하면서 set-up 효과가 나타나 주면마찰력이 증가하는 것을 볼 수 있다.
- STKT590 고강도 강관으로부터 얻을 수 있는 최대 지지력을 확인하기 위하여 최대시험하중은 재료의 허용하중을 기준으로 계획했으며 D406.4×12t의 경우 969.0톤(재료 허용하중 323톤의 300%)이며 D508.0×12t의 경우에는 1015톤(재료 허용하중 406톤의 250%)으로 계획하였다.
- 또한 S-logt방법은 급속재하시험에서의 짧은 하중유지시 간으로 인하여 뚜렷한 항복점이 나타나지 않았다. 반면에 DIN4026, logP-logS, dS/d(logt)-P의 경우에는 유사한 항복 하중을 나타내었으며 이를 토대로 안전율 2.0을 반영해 허용 지지력을 도출하였다. 이를 통해 구한 허용지지력은 D406.
- 본 현장에서는 매립층 아래 연약점토층이 있어 부주면마찰력을 고려할 필요가 있었으며 하중전이시험 결과를 이용하여 부주면마찰력을 고려한 허용지지력을 도출하였다. 중립점 위치는 N치 8 이하에 해당되는 깊이 21m와 중립점 계수 1.
- 하중전이시험결과로부터 얻은 단위면적당 주면마찰력을 이용하여 구한 양의 주면마찰력(총 주면마찰력 - 중립축 위의 주면마찰력)에서 부주면마찰력을 빼고 극한하중과 항복하중이 나타난 각각의 말뚝별 하중에 대하여 안전율을 3.0과 2.0을 반영하여 설계허용지지력을 구했다. 이는 구조물기초설계기준의 공식을 이용한 것이며 이를 통해 얻은 설계허용지지력은 D406.
- 지금까지 정리한 여러 가지 방법으로 도출된 설계허용지지력을 정리하면 표 6과 같다. 각각의 재하시험결과, 부마찰력을 고려한 허용지지력, 재료의 허용 축하중(세장비 및 현장용접이음에 의한 저감율 반영)을 고려하여 적정 설계허용지지력을 도출하였다. D406.
대상 데이터
- 본 논문의 대상 현장은 POSCO 광양제철소내에 위치한 플랜트기초 현장이였으며 매립층 5.6m 이후 심도 40.2m까지 퇴적층이 존재했으며 이후 약 4m의 모래자갈층 그리고 얕은 풍화암층과 이후 연암층이 존재하였다(그림 1 참조).
데이터처리
- 대상 지반조건에서의 시간경과효과를 파악하기 위해 항복 하중에 대한 회귀분석을 수행하였다. 회귀분석은 동재하시험 결과와 정재하시험결과를 모두 반영했으며 R2값 0.
- 대상 지반조건에서의 시간경과효과를 파악하기 위해 항복 하중에 대한 회귀분석을 수행하였다. 회귀분석은 동재하시험 결과와 정재하시험결과를 모두 반영했으며 R2값 0.9738에서의 회귀식을 도출하였다. 동재하시험결과만을 놓고 살펴보면 주면마찰력은 최대 560%까지 증가하는 것을 확인했으며 (D508.
이론/모형
- 본 말뚝의 시공이전 항타관입성과 지지력 특성을 분석하기 위하여 파동이론을 이용한 GRLWeap 해석을 수행하였다. GRLWeap 해석은 풍화암층에 대한 명확한 반영이 어려운관계로 해석결과로부터 정확한 관입깊이, 예상지지력, 항타압축응력을 도출할 수 없으나 각 지름별, 두께별, 해머중량별 상대적 비교를 수행할 수 있다.
성능/효과
- 이와 같은 방법은 주로 기존 설계식을 그대로 사용하면서 단면최적화를 확보하여 경제성을 향상하는 방법이다. 두께 감소로 인한 강성 저하는 강관의 특성상 지름을 증가시키는 방향으로 검토하면 기존 일반강도에서의 적정 강관 지름 및 두께를 사용하는 경우보다 약 20%의 경제성을 확보할 수 있다. 두 번째 방법은 양호한 지반조건에서 소재의 고강도화를 최대한 사용할 수 있는 높은 항타에너지로 말뚝을 시공하는 방법이다.
- 분석결과, 항타기의 램중량과 강관의 지름에 따라 고강도 강관을 적용하는 효과의 차이가 나타났으며 D508.0×12t와 D558.8×12t를 13톤 해머로 시공할 경우에는 최대 항타압축응력이 일반강도의 허용항타응력(220MPa) 내에 속하므로 일반강도를 사용하여도 별 항타관입성에 차이가 없는 것으로 나타났으며 그 외의 경우에는 소재의 고강도화 효과를 충분히 확보할 수 있는 것으로 판단되 었다(표 2 참조).
- 말뚝별 최종 근입깊이와 총 타격횟수를 비교하여 항타관입 성을 살펴본 결과, PHC말뚝과 선단부가 폐단인 강관말뚝이 유사한 최종 근입깊이 40.5~41.9m를 나타냈다. 이는 모래자 갈층 상단이며 선단부의 모양에 따라서 N값이 50/14 수준인이 지반층을 13톤 해머(최대 stroke 1.
- 2m)로는 관통하지 못하는 것을 확인할 수 있었다. 반면에 강도와 상관없이 개단 면의 강관말뚝은 최종 근입깊이가 44.9~45.3m로 나타나 모래자갈층을 관통하고 그 이후의 풍화암층에 근입되는 것을 확인할 수 있었다. 대상 지반의 특성상 풍화암층이 1m 내외로 상당히 얕고 곧장 연암층이 출현하므로 그 이상의 관입은 현실적으로 어려울 것으로 판단된다.
- 총 타겻횟수를 분석한 결과 PHC말뚝의 경우 40.5m를 근입하는데 총 1218회(최종관입량 3mm)를 타격하여 가장 많은 타격횟수가 필요한 것으로 나타났고, 고강도와 일반강도 간에는 크게 차이가 나타나진 않으나 고강도가 약간 더 적은 타격횟수로 해당 근입깊이에 도달하는 것을 알 수 있었다. 고강도의 경우 EOID에서의 최종관입량을 1.
- 0mm로 설정할 경우 추가 항타로 인한 지반지지력의 증가를 사전에 방지하기 위해서였다. 전체적인 타겻횟수를 분석해 본 결과, 본 말뚝 시공 시에는 고강도 강관말뚝이 가장 빠른 시간에 항타종료를 할 수 있으며 PHC말뚝이 가장 오래 걸리는 것으로 판단되었다.
- 합성지지력을 이용하여 지반의 허용지지력을 산출한 결과, 선단부 폐단면인 경우가 동일 규격의 말뚝 대비 지지력이 약 85% 수준으로 나타났다. 즉, 개단면을 이용하여 약 45m 의 근입깊이를 확보한 말뚝 보다 폐단면을 이용하여 약 41m의 근입깊이를 확보한 말뚝의 지지력이 15% 더 작게 나타났다.
- 합성지지력을 이용하여 지반의 허용지지력을 산출한 결과, 선단부 폐단면인 경우가 동일 규격의 말뚝 대비 지지력이 약 85% 수준으로 나타났다. 즉, 개단면을 이용하여 약 45m 의 근입깊이를 확보한 말뚝 보다 폐단면을 이용하여 약 41m의 근입깊이를 확보한 말뚝의 지지력이 15% 더 작게 나타났다. 지반의 허용지지력을 살펴보면 지름 406.
- 즉, 개단면을 이용하여 약 45m 의 근입깊이를 확보한 말뚝 보다 폐단면을 이용하여 약 41m의 근입깊이를 확보한 말뚝의 지지력이 15% 더 작게 나타났다. 지반의 허용지지력을 살펴보면 지름 406.4mm에서는 일반강관과 폐단면을 이용한 고강도 강관말뚝의 지지력이 유사하게 나타났으며 고강도 강관말뚝이 약 17% 더 높은 지지력을 보였고 지름 508.0mm에서는 고강도 강관말뚝이 약 13% 더 높은 지지력을 나타냈다. 더 큰 지름에서 지지력 차이가 줄어든 이유는 본 시험에서 사용한 13톤 해머 및 1.
- 4mm 보다 항타에너지가 부족했기 때문으로 사료된다. 실제 항타응력을 살펴보면, 지름 406.4mm에서는 일반강도에서 램 낙하고를 0.7m로 제한하여 허용항타응력을 넘지 않도록 관리하였을때 발생한 최대 항타응력이 231.2MPa로 나타난 반면에 고강도 강관말뚝에서는 폐단면에서 253.0MPa가 발생했으며 개단면에서는 267.7~282.2MPa가 발생하였다. 지름 508.
- 잔류침하량을 토대로 살펴보면, D406.×12t의 경우에는 53.41mm로 항복하중을 판정하는 DIN의 잔류침하량 기준 10.16mm(말뚝지름의 2.5%)를 크게 초과하여 극한하중을 확인할 수 있었으나 D508.0×12t의 경우에는 23.11mm로 DIN 기준 12.7mm의 약 2배의 잔류침하량을 확인했으며 명확하게 극한하중을 확인했다고 할 수 없었다.
- 항복하중을 기준으로 각 말뚝별 주면마찰력과 선단지지력의 비율을 살펴보면, D406.4×12t의 경우에는 항복하중 689톤에서 선단지지력 201.2톤과 주면마찰력 478.8 톤으로 1:2.5, D508.0×12t의 경우에는 항복하중 838톤에서 선단지지력 238.1톤과 주면마찰력 599.9톤으로 1:2.5로 두 말뚝 모두 항복하중에서는 선단지지력과 주면마찰력이 유사하게 1:2.5의 비율을 나타냈다.
- 동재하시험결과만을 놓고 살펴보면 주면마찰력은 최대 560%까지 증가하는 것을 확인했으며 (D508.0×12t, 17일), 이때의 선단지지력은 44% 감소하였다.
- 이는 주면마찰력의 증가로 인하여 시험시 사용한 항타에너지로는 선단지지력을 충분히 고려하지 못한다는 것을 의미한다. 전체적인 지지력은 17~18일후에는 약 122%로 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 반면에 정재하시험에서의 항복하 중을 반영하면 전체지지력은 30여일후 약 185%로 증가하는 것을 확인할 수 있었다.
- 전체적인 지지력은 17~18일후에는 약 122%로 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 반면에 정재하시험에서의 항복하 중을 반영하면 전체지지력은 30여일후 약 185%로 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 이때 하중전이시험에서 얻은 항복하 중에서의 주면마찰력과 선단지지력을 살펴보면, 주면마찰력은 780~1148% 증가하며 선단지지력은 60~64% 수준으로 감소한다.
- 이때 하중전이시험에서 얻은 항복하 중에서의 주면마찰력과 선단지지력을 살펴보면, 주면마찰력은 780~1148% 증가하며 선단지지력은 60~64% 수준으로 감소한다. 즉, 30여일후 주면마찰력은 크게 증가하여 set-up 효과가 상당한 것을 알 수 있으며 이때 극한하중까지의 시험결과도 동재하시험의 2차 restrike 수준의 선단지지력 감소를 나타내는 것을 알 수 있었다.
- 7%이다. 실질적으로 본 시험과 같이 다방면에서 설계허용지지력을 고려했을 경우에는 설계효율(설계허용지지력/재료의허용축하중)을 더 높일 수 있으나 본 현장에서는 고강도 강관말뚝의 첫 시도인 관계로 보수적인 설계허용지지력을 도출하였다. 재료의 품질관리와 현장에서의 용접품질 관리가 가능하다면 설계효율을 90% 이상 되도록 설계하는 것도 경제적인 측면에서 좋은 판단이 될 수 있다.
- 2m에서는 고강도화에 의한 효과를 충분히 고려할 수 없음을 의미한다. 향후 보다 고효율의 고항타 에너지로 시공할 수 있는 장비가 개발된다면 설계식의 m값의 변화가 필요하겠지만, 기존의 장비를 이용하여 고항타에너지로 시공할 경우에는 기존의 N값 상한치인 50을 일본의 기준과 동일하게 60으로 상향 조정해도 전혀 문제가 없다는 것을 확인할 수 있었다. 실질적으로 고강도화를 그나마 활용할 수 있었던 지름 406.
- 향후 보다 고효율의 고항타 에너지로 시공할 수 있는 장비가 개발된다면 설계식의 m값의 변화가 필요하겠지만, 기존의 장비를 이용하여 고항타에너지로 시공할 경우에는 기존의 N값 상한치인 50을 일본의 기준과 동일하게 60으로 상향 조정해도 전혀 문제가 없다는 것을 확인할 수 있었다. 실질적으로 고강도화를 그나마 활용할 수 있었던 지름 406.4mm에서는 N값이 60 이상이 되어도 전혀 문제가 없음을 알 수 있으며 고항타에너지에 의한 시공방법시 현 설계식이 약 50% 수준밖에 고려하지 못하고 있으므로 N값의 상한치가 60을 넘어갈 수도 있다는 것을 의미한다. 즉, 추가적인 항타에너지로 인하여 지반관입성이 좋아지고 보다 견고한 지반에 관입될 수 있으면 선단지지력을 추가 반영해도 된다는 것으로 판단된다.
- 1. 일반강관(STK400), PHC A종, 고강도 강관(STKT590) 소재별로 말뚝을 시공한 결과, PHC말뚝, 일반강관, 고강도 강관 순으로 항타횟수가 가장 많이 소요되었다. 동일한 항타종료 기준에서 지반의 최종 관입깊이는 강도의 차이 보다는 선단부 형태(개단, 폐단)에 따라 상이했으며 폐단말 뚝의 경우 모래자갈층을 관통하지 못했으며 개단말뚝의 경우에는 모래자갈층을 관통하여 풍화암층에 근입되는 것을 확인할 수 있었다.
- 일반강관(STK400), PHC A종, 고강도 강관(STKT590) 소재별로 말뚝을 시공한 결과, PHC말뚝, 일반강관, 고강도 강관 순으로 항타횟수가 가장 많이 소요되었다. 동일한 항타종료 기준에서 지반의 최종 관입깊이는 강도의 차이 보다는 선단부 형태(개단, 폐단)에 따라 상이했으며 폐단말 뚝의 경우 모래자갈층을 관통하지 못했으며 개단말뚝의 경우에는 모래자갈층을 관통하여 풍화암층에 근입되는 것을 확인할 수 있었다.
- 2. 동재하시험을 통해 총 10종류의 말뚝에 대한 재하시험을 수행한 결과, 일반 강관말뚝과 PHC말뚝의 경우에는 재료의 허용축하중에 의해 설계허용지지력이 결정되었으며 고강도 강관말뚝의 경우에는 지반의 지지력에 의해 설계허 용지지력이 결정되는 것을 확인할 수 있었다. 즉, 양호한 지반조건에서는 고강도 강관말뚝을 적용함으로써 말뚝의 설계효율을 높일 수 있으며 이는 말뚝 소요 본수의 절감으로 인한 경제성 향상방안이 될 수 있음을 의미한다.
- 3. 정재하시험과 하중전이시험을 지름 406.4mm와 508.0mm 의 두 말뚝에 대해서 수행한 결과, 총 6개의 항복하중 판단방법중 3가지를 이용하여 적정 항복하중을 도출할 수있었으며 Hansen의 전침하량 기준과 Davisson 방법은 너무 적거나 큰 항복하중을 나타내어 본 현장에서는 부적절한 것으로 판단되었다. 설계효율을 높이고 말뚝 본 당 설계지지력이 커질 경우에는 Hansen의 전침하량 기준과 같이 지름에 의한 항복하중 산정법은 항복하중을 너무 과소평가했으며 Davisson의 방법에서는 긴말뚝에 대해서 탄성침하량을 너무 많이 고려하게 되어 항복하중을 과대평가하는 경향을 확인할 수 있었다.
- 0mm 의 두 말뚝에 대해서 수행한 결과, 총 6개의 항복하중 판단방법중 3가지를 이용하여 적정 항복하중을 도출할 수있었으며 Hansen의 전침하량 기준과 Davisson 방법은 너무 적거나 큰 항복하중을 나타내어 본 현장에서는 부적절한 것으로 판단되었다. 설계효율을 높이고 말뚝 본 당 설계지지력이 커질 경우에는 Hansen의 전침하량 기준과 같이 지름에 의한 항복하중 산정법은 항복하중을 너무 과소평가했으며 Davisson의 방법에서는 긴말뚝에 대해서 탄성침하량을 너무 많이 고려하게 되어 항복하중을 과대평가하는 경향을 확인할 수 있었다. 하중전이시험결과로부터본 지반조건에서는 선단지지력과 주면마찰력의 비율이 항복하중에서 약 1:2.
- 설계효율을 높이고 말뚝 본 당 설계지지력이 커질 경우에는 Hansen의 전침하량 기준과 같이 지름에 의한 항복하중 산정법은 항복하중을 너무 과소평가했으며 Davisson의 방법에서는 긴말뚝에 대해서 탄성침하량을 너무 많이 고려하게 되어 항복하중을 과대평가하는 경향을 확인할 수 있었다. 하중전이시험결과로부터본 지반조건에서는 선단지지력과 주면마찰력의 비율이 항복하중에서 약 1:2.5인 것을 확인할 수 있었다.
- 4. 대상 지반에서의 set-up 효과를 분석한 결과, 상당한 많은 set-up이 일어나는 것을 확인했으며 동재하와 정재하시험모두 말뚝 설치후 일정 기간이 지나면 명확한 선단지지력을 파악하기 힘들다는 것을 확인할 수 있었으며 본 현장에서의 set-up 효과에 대한 회귀곡선을 제시할 수 있었다.
- 5. 부마찰력을 고려하여 설계허용지지력을 분석한 결과, 설계 효율을 80% 이상으로 향상할 수 있는 것을 확인할 수 있었으며 D406.4×12t의 경우 설계효율 83.7%에서 설계허용지지력 200톤/본, D508.0×12t의 경우 설계효율 79.7% 에서 설계허용지지력 275톤/본을 제시할 수 있었다.
후속연구
- 6. 기존의 SPT N값을 이용한 선단지지력 계산식과 본 실험 결과들을 비교한 결과, 항타말뚝의 N값 상한치를 60까지 사용해도 문제가 없을 것으로 판단되었으며 고항타에너지에 의한 고강도 강관말뚝의 경우에는 고항타에너지가 강관말뚝에 미치는 영향과 효과를 분석하여 30 이상의 m값의 적용가능 여부 분석이 필요할 것으로 사료되며 최종 관입되는 지반조건과의 비교를 통하여 60 이상의 N값 적용가능 여부에 대한 연구가 필요할 것으로 판단되었다.
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