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문제 정의
- 본 연구에서는 강관매입말뚝에 대한 현장시험 및 유한요소해석을 통해서 분석된 매입말뚝의 거동을 논하였다. 이를 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.
- 4는 해석에 적용된 대표 유한요소 해석 mesh를 보여준다. 수치해석 과정에서 매입말뚝의 시공 조건을 최대한 현장 조건과 동일하게 모사하고자 하였다. 지반에 설치되어있는 강관말뚝 주변의 시멘트풀 및 강관 내부 하단에 주입한 시멘트풀을 모델링하였다.
- 그러나 아직까지 강관말뚝을 이용한 매입말뚝과 관련된 표준화된 시공방법 및 지반의 특성을 적절하게 반영한 말뚝 지지력 예측식의 부재로 인해 비경제적 설계가 이루어지고 있는 실정이다(연세대학교 등, 2016). 이에 본 연구에서는 강관매입말뚝의 거동을 이해하고 강관매입말뚝의 설계지지력 예측식 도출 및 신뢰성 분석을 통한 한계상태설계법의 저항계수를 도출하기 위해서 국내 A, B 현장에서 총 8본의 시험말뚝을 시공하여 정재하 및 동재하시험을 실시하여 말뚝의 공학적 거동을 고찰하였다. 한편 시공된 말뚝에 대한 Class-A(현장시험 이전 수치해석) 및 C1 type(현장시험 이후 수치해석)(Lambe, 1973)의 유한요소해석을 수행하여 매입말뚝의 특성을 고려한 하중-침하관계, 말뚝축력의 분포 및 전단응력 전이 특성을 고찰하였다.
가설 설정
- 여기서 int는 강관말뚝, 시멘트풀, 지반 사이에 interface 모델링을 의미한다. 본 연구에서는 총 3개의 경계면 int 1-3을 가정하였다(int1: 시멘트풀-인접지반, int2: 강관말뚝-외부시 멘트풀, in3: 내부시멘트풀-강관말뚝). 지반에 주입된 강관말뚝 주변의 시멘트풀 및 강관 내부 하단에 주입한 시멘트풀 은 고속도로공사 전문시방서(Korea Expressway Corporation, 2012)의 규정에 따라 적절하게 가정하였으며 이는 현장의 시공조건과도 일치한다.
- 본 연구에서는 총 3개의 경계면 int 1-3을 가정하였다(int1: 시멘트풀-인접지반, int2: 강관말뚝-외부시 멘트풀, in3: 내부시멘트풀-강관말뚝). 지반에 주입된 강관말뚝 주변의 시멘트풀 및 강관 내부 하단에 주입한 시멘트풀 은 고속도로공사 전문시방서(Korea Expressway Corporation, 2012)의 규정에 따라 적절하게 가정하였으며 이는 현장의 시공조건과도 일치한다. 그러나 최종경타에 의한 말뚝선단 인접지반의 응력변화 및 말뚝선단에 일부 잔류되어 있었을 수도 있는 슬라임(slime)에 대해서는 고려하지 않았다.
제안 방법
- A현장의 경우 φ650mm 케이싱을 사용하여 천공한 후 1차 시멘트풀 (W/C=70%) 주입 후 φ457mm 강관말뚝 압입상태에서 2차 시멘트풀(W/C는 70%) 주입과 말뚝의 최종 경타 후 φ650mm 케이싱을 인발하여 매입말뚝을 시공하였다.
- 2～3)(A 현장: 2본, B: 6본). B현장의 경우 총 6본의 시험시공 말뚝 가운데 그 거동이 비교적 유사한 3개 말뚝을 제외한 B1-B3 3개의 말뚝에 대해 측정된 말뚝의 거동을 논하였다(Fig. 3).
- 3과 같다. B현장의 경우 표준관입시험과 별개로 공내재하시험을 실시하여 SPT 시험으로 도출된 물성치와 비교･분석을 위하여 실시하였다. 공내재하시험으로 도출된 물성치를 이용하여 B현장 말뚝에 대해 별도의 수치해석을 시행하여 그 결과를 SPT에 의한 물성치를 적용한 해석결과와 비교하였다.
- B현장의 경우 표준관입시험과 별개로 공내재하시험을 실시하여 SPT 시험으로 도출된 물성치와 비교･분석을 위하여 실시하였다. 공내재하시험으로 도출된 물성치를 이용하여 B현장 말뚝에 대해 별도의 수치해석을 시행하여 그 결과를 SPT에 의한 물성치를 적용한 해석결과와 비교하였다.
- 국내 A 및 B 현장에서 매입말뚝의 거동을 분석하기 위해 8본의 강관 매입말뚝을 시공하고 이에 대한 정재하 및 동재하시험을 통해 말뚝의 하중-침하 특성 및 축력분포를 측정 하였다(Fig. 2～3)(A 현장: 2본, B: 6본). B현장의 경우 총 6본의 시험시공 말뚝 가운데 그 거동이 비교적 유사한 3개 말뚝을 제외한 B1-B3 3개의 말뚝에 대해 측정된 말뚝의 거동을 논하였다(Fig.
- 7mm의 강연선 10가닥을 풍화암층에 정착시켰다. 그라우트의 W/C는 45～50%이며 정착장은 5～6m로 앵커 1본당 1,000kN 인장 저항력을 발휘하도록 설계하여 충분한 인발저항력을 확보하였다. 정재하시험의 경우 ASTM D1143-81(1994)에서 규정하고 있는 완속표준재하시험방법과 반복재하방법을 혼합한 형태로 실시하였다.
- 따라서 말뚝정재하시험에서 주면마찰력과 선단지지력을 분리하기 위해서 시험말뚝에 변형률계를 적절히 설치하는 것이 매우 중요하다. 따라서 본 연구에서는 시험말뚝 1본에 대해 총 10개의 위치에 진동현 방식 변형률계(vibrating wire strain gauge)를 180도 간격으로 2열로 부착하였다. 본 연구에서는 Geokon의 Model 4000을 적용했는데 변형률계의 길이는 150mm이며, 최대 3000me까지 측정가능하며, 민감도(sensitivity)는 1me이다.
- 본 연구에서는 Geokon의 Model 4000을 적용했는데 변형률계의 길이는 150mm이며, 최대 3000me까지 측정가능하며, 민감도(sensitivity)는 1me이다. 변형률계는 arc welding 방식의 센서를 적용하여 사용하였으며, 이를 말뚝표면에 설치한 후 손상방지를 위해 센서 보호용 앵글을 부착하였다.
- 본 연구에서는 3차원 유한요소 해석 프로그램인 Plaxis-3D 를 이용하여 실제 매입말뚝 모델링을 수행하였다. Plaxis-3D 는 지반공학 분야의 다양한 문제에 대한 변형 및 안정성 분석을 수행하는데 널리 사용되고 있다(Brinkgreve et al.
- 5mm, 102mm인데 이는 통상적인 강관매입말뚝의 경우에 비해 약 2배 정도 두껍다. 본 연구에서는 모든 말뚝의 선단을 풍화암의 상단에 근입시켰다. A-1 및 A-2 말뚝의 풍화암 근입심도는 각각 0.
- Table 2는 해석에 적용된 지반 및 말뚝의 물성치를 보여주고 있다. 본 연구에서는 지반조사 보고서(㈜ 라온이엔지, 2015; 2016)를 참조하여 지반 및 말뚝의 물성치를 적용하였다. 이는 주로 SPT를 기반으로 평가된 물성치이며, B현장의 경우 SPT에 의해 추천된 지반의 물성치는 물론 별도로 수행된 공내재하시험으로 산출된 물성치를 이용하여 별도의 해석을 수행하였다.
- 본 연구에서는 현장재하시험 이전에 사전 수치해석(Class-A type)을 수행하여 각 시험말뚝에 대한 극한하중의 크기를 예측하여 현장재하시험의 최대하중을 추천하였다. 시험말뚝 시공 직후 EOID 시험을 실시하고 충분한 양생시간이 경과된 후 정재하시험과 Restrike 시험을 실시하였다.
- 본 장에서는 현장재하시험(동재하 및 정재하) 및 수치해석을 통해 도출된 결과를 상세히 분석하였다. 현장시험을 통해 측정된 말뚝의 하중-침하 특성 및 축력분포를 고찰하고, 시험시공 이전에 수행된 Class-A type 해석(재하시험 결과를 모름) 및 재하시험 이후에 수행된 Class-C1 type 해석 (재하시험 결과를 알고 있음)을 통해 수치해석의 정당성을 검토하였다.
- 본 연구에서는 현장재하시험 이전에 사전 수치해석(Class-A type)을 수행하여 각 시험말뚝에 대한 극한하중의 크기를 예측하여 현장재하시험의 최대하중을 추천하였다. 시험말뚝 시공 직후 EOID 시험을 실시하고 충분한 양생시간이 경과된 후 정재하시험과 Restrike 시험을 실시하였다. 정재하 시험은 8개의 반력앵커과 유압잭을 이용하여 수행되었으며, 반력앵커의 천공경은 150mm이며 직경 12.
- 앞서 언급한 바와 같이 시험말뚝의 정재하시험에 대한 사전 수치해석(Class-A type) 및 사후 수치해석(Class-C1 type) 을 수행하여 말뚝의 하중-침하 관계 및 하중단계별 말뚝의 축력분포를 고찰하였다. 이를 위해 말뚝두부에 정재하시험에서 작용시킨 상재하중과 유사한 크기의 하중을 단계별로 증가시켜 정재하시험을 모사했으며, 예측된 하중-침하 곡선에 대해 Davisson 방법(1972)을 이용하여 말뚝의 설계지지력을 평가하였다.
- 본 연구에서는 지반조사 보고서(㈜ 라온이엔지, 2015; 2016)를 참조하여 지반 및 말뚝의 물성치를 적용하였다. 이는 주로 SPT를 기반으로 평가된 물성치이며, B현장의 경우 SPT에 의해 추천된 지반의 물성치는 물론 별도로 수행된 공내재하시험으로 산출된 물성치를 이용하여 별도의 해석을 수행하였다. 말뚝에는 등방탄성모델(isotropic elastic model)이 적용되었고, 퇴적층, 붕적층, 풍화토 및 풍화암에는 비관련유동법칙(non-associated flow rule) 및 Mohr-Coulomb의 파괴기준(failure criterion)을 따르는 탄-소성 모델을 적용하였다.
- B-3의 경우 Class-A 해석 결과가 정재하시험 결과와 매우 잘 일치하는데(따라서 B-3 말뚝에 대한 Class-C1 type 해석을 수행하지 않았다) 비해, B-1 및 B-2 말뚝의 경우는 정재하시험 결과와 매우 큰 차이를 보인다. 이에 B-1 및 B-2 말뚝에 대해서는 공내재하시험을 통해 산정된 물성치를 적용한 추가 수치해석을 실시하였다. 이 때 적용된 지반의 탄성계수는 풍화토 36MPa(당초: 127.
- 수치해석 과정에서 매입말뚝의 시공 조건을 최대한 현장 조건과 동일하게 모사하고자 하였다. 지반에 설치되어있는 강관말뚝 주변의 시멘트풀 및 강관 내부 하단에 주입한 시멘트풀을 모델링하였다. Fig.
- 정재하시험의 경우 ASTM D1143-81(1994)에서 규정하고 있는 완속표준재하시험방법과 반복재하방법을 혼합한 형태로 실시하였다. 하중재하주기는 총시험하중을 25%, 50%, 75%, 100% 4단계로 나누어 시험을 실시하고, 말뚝두부 침하율이 시간당 0.25mm(최대2시간) 이하가 될 때까지 하중을 유지시키고, 하중이 완전히 재하되면 50%씩 단계별로 제하하며 20분씩 유지하도록 하였다.
- 말뚝에는 등방탄성모델(isotropic elastic model)이 적용되었고, 퇴적층, 붕적층, 풍화토 및 풍화암에는 비관련유동법칙(non-associated flow rule) 및 Mohr-Coulomb의 파괴기준(failure criterion)을 따르는 탄-소성 모델을 적용하였다. 한편 말뚝-인접지반의 경계에는 경계면 요소(interface element)를 지정하여 소성항복(plastic yielding) 이 발생하는 경우, 전단응력의 크기가 증가하는 것을 제한하고 말뚝과 지반 사이에 미끄러짐(slippage)이 발생할 수 있도록 하였다.
- 이에 본 연구에서는 강관매입말뚝의 거동을 이해하고 강관매입말뚝의 설계지지력 예측식 도출 및 신뢰성 분석을 통한 한계상태설계법의 저항계수를 도출하기 위해서 국내 A, B 현장에서 총 8본의 시험말뚝을 시공하여 정재하 및 동재하시험을 실시하여 말뚝의 공학적 거동을 고찰하였다. 한편 시공된 말뚝에 대한 Class-A(현장시험 이전 수치해석) 및 C1 type(현장시험 이후 수치해석)(Lambe, 1973)의 유한요소해석을 수행하여 매입말뚝의 특성을 고려한 하중-침하관계, 말뚝축력의 분포 및 전단응력 전이 특성을 고찰하였다.
- 그러나 최종경타에 의한 말뚝선단 인접지반의 응력변화 및 말뚝선단에 일부 잔류되어 있었을 수도 있는 슬라임(slime)에 대해서는 고려하지 않았다. 해석 메쉬의 바닥은 핀 그리고 측면은 롤러로 지지된 경계조건 하에서 해석을 실시하였다.
- 본 장에서는 현장재하시험(동재하 및 정재하) 및 수치해석을 통해 도출된 결과를 상세히 분석하였다. 현장시험을 통해 측정된 말뚝의 하중-침하 특성 및 축력분포를 고찰하고, 시험시공 이전에 수행된 Class-A type 해석(재하시험 결과를 모름) 및 재하시험 이후에 수행된 Class-C1 type 해석 (재하시험 결과를 알고 있음)을 통해 수치해석의 정당성을 검토하였다. 또한 현장시험(정재하, Restrike, EOID)계측 결과 및 수치해석 결과는 모두 Davisson 방법(1972)을 통하여 설계지지력을 평가하였다.
대상 데이터
- 한국도로공사에서는 Fig. 1(a)～1(b)와 같이 3년 동안(2008～2010 년) 고속도로 교량에 적용된 총 183개소의 말뚝기초의 형식에 대한 조사를 수행하였다(전경수 등, 2011). 그 결과 강관 말뚝이 전체 말뚝의 약 82%를 차지하고 있는데, 이는 고속도로 교량의 특성상 기초에 수평력이 크게 작용하여 말뚝재료의 강도 및 강성이 우수한 강관말뚝이 널리 적용되는 것으로 판단된다.
- 따라서 본 연구에서는 시험말뚝 1본에 대해 총 10개의 위치에 진동현 방식 변형률계(vibrating wire strain gauge)를 180도 간격으로 2열로 부착하였다. 본 연구에서는 Geokon의 Model 4000을 적용했는데 변형률계의 길이는 150mm이며, 최대 3000me까지 측정가능하며, 민감도(sensitivity)는 1me이다. 변형률계는 arc welding 방식의 센서를 적용하여 사용하였으며, 이를 말뚝표면에 설치한 후 손상방지를 위해 센서 보호용 앵글을 부착하였다.
- 초기항타 시험은 시험과정에서 지반조건, 최종 타격당관입량(set value), 설계지지력, 타격응력 등을 고려하여 시공 종료시점을 결정한다. 본 연구에서는 시공 시(EOID 시험 시), 중량 5톤의 드롭해머를 사용하였으며, 재항타시험(Restrike시험)의 경우에는 중량 4 톤의 드롭해머를 사용하였다. Restrike은 최소한의 타격으로 시간효과(지반의 set up 및 시멘트풀의 양생)를 확인하는 것을 주목적으로 하여, 극한 또는 항복상태는 정재하시험을 통하여 확인하는 것으로 계획하였다.
- 시험말뚝 시공 직후 EOID 시험을 실시하고 충분한 양생시간이 경과된 후 정재하시험과 Restrike 시험을 실시하였다. 정재하 시험은 8개의 반력앵커과 유압잭을 이용하여 수행되었으며, 반력앵커의 천공경은 150mm이며 직경 12.7mm의 강연선 10가닥을 풍화암층에 정착시켰다. 그라우트의 W/C는 45～50%이며 정착장은 5～6m로 앵커 1본당 1,000kN 인장 저항력을 발휘하도록 설계하여 충분한 인발저항력을 확보하였다.
이론/모형
- 현장시험을 통해 측정된 말뚝의 하중-침하 특성 및 축력분포를 고찰하고, 시험시공 이전에 수행된 Class-A type 해석(재하시험 결과를 모름) 및 재하시험 이후에 수행된 Class-C1 type 해석 (재하시험 결과를 알고 있음)을 통해 수치해석의 정당성을 검토하였다. 또한 현장시험(정재하, Restrike, EOID)계측 결과 및 수치해석 결과는 모두 Davisson 방법(1972)을 통하여 설계지지력을 평가하였다.
- 이는 주로 SPT를 기반으로 평가된 물성치이며, B현장의 경우 SPT에 의해 추천된 지반의 물성치는 물론 별도로 수행된 공내재하시험으로 산출된 물성치를 이용하여 별도의 해석을 수행하였다. 말뚝에는 등방탄성모델(isotropic elastic model)이 적용되었고, 퇴적층, 붕적층, 풍화토 및 풍화암에는 비관련유동법칙(non-associated flow rule) 및 Mohr-Coulomb의 파괴기준(failure criterion)을 따르는 탄-소성 모델을 적용하였다. 한편 말뚝-인접지반의 경계에는 경계면 요소(interface element)를 지정하여 소성항복(plastic yielding) 이 발생하는 경우, 전단응력의 크기가 증가하는 것을 제한하고 말뚝과 지반 사이에 미끄러짐(slippage)이 발생할 수 있도록 하였다.
- 이러한 동재하시험은 최종항타 시 관입량 분석 및 시공 시 선단지지력 분석을 위한 초기항타(EOID) 시험과 지반의 set up 효과 및 시멘트풀의 양생효과 등 시간효과(time effect)를 고려한 지지력 평가를 위한 재항타시험(Restrike)으로 구분된다. 본 연구에서는 동재하 시험을 ASTM(American Standard Test Method) D4945-12 규정에 준하여 실시하여 초기항타 시험과 재항타시험으로 구분하였다(㈜지텍크, 2016). 초기항타 시험은 시험과정에서 지반조건, 최종 타격당관입량(set value), 설계지지력, 타격응력 등을 고려하여 시공 종료시점을 결정한다.
- 앞서 언급한 바와 같이 시험말뚝의 정재하시험에 대한 사전 수치해석(Class-A type) 및 사후 수치해석(Class-C1 type) 을 수행하여 말뚝의 하중-침하 관계 및 하중단계별 말뚝의 축력분포를 고찰하였다. 이를 위해 말뚝두부에 정재하시험에서 작용시킨 상재하중과 유사한 크기의 하중을 단계별로 증가시켜 정재하시험을 모사했으며, 예측된 하중-침하 곡선에 대해 Davisson 방법(1972)을 이용하여 말뚝의 설계지지력을 평가하였다.
- 이때 P/Ps는 말뚝의 설계지지력 P를 정재하시험을 통해 평가된 말뚝의 설계지지력 Ps로 정규화시킨 값이다. 재하시험 및 수치해석 모두 하중-침하 곡선에 Davisson (1972) 방법을 적용하여 말뚝의 설계지지력을 산정하였다. B-1 말뚝을 제외하고는 대부분의 경우 동재하시험 및 수치 해석에서 평가된 말뚝의 설계지지력이 정재하시험에서 평가된 말뚝의 설계지지력보다 작은 크기를 보인다.
- 그라우트의 W/C는 45～50%이며 정착장은 5～6m로 앵커 1본당 1,000kN 인장 저항력을 발휘하도록 설계하여 충분한 인발저항력을 확보하였다. 정재하시험의 경우 ASTM D1143-81(1994)에서 규정하고 있는 완속표준재하시험방법과 반복재하방법을 혼합한 형태로 실시하였다. 하중재하주기는 총시험하중을 25%, 50%, 75%, 100% 4단계로 나누어 시험을 실시하고, 말뚝두부 침하율이 시간당 0.
성능/효과
- (1) 각 시험에서 측정된 선단지지력을 bearing pressure로 환산하여 분석하였는데, 천공경의 크기를 변화시켜 수행된 수치해석 결과 bearing pressure의 크기에는 큰 변화가 없는 것으로 분석되었다. 단위면적당 주면마찰력도 천공경의 크기에 별다른 영향을 받지 않는 것으로 나타났다.
- (2) 정재하시험 결과에 비해 동재하시험(EOID & Restrike) 및 수치해석을 통해서 산정된 말뚝의 설계지지력은 대체로 작은 것으로 평가되었다.
- (3) 동재하시험 및 정재하시험 결과 EOID 및 Restrike 시험은 정재하시험에서 평가된 설계지지력 대비 각각 약 56～ 105% 및 65～121%의 크기를 보였으며, Class-A type 수치해석의 경우 정재하시험 설계지지력의 38-142%의 범위를 보였다. Restrike 시험의 하중-침하 곡선은 EOID 시험의 하중-침하 곡선에 비하여 설계지지력이 12～60% 증가한 결과를 보였다.
- (4) 수치해석에 의해 예측된 말뚝의 거동은 정재하시험 결과에 비해 크게 상이한 것으로 나타났다. 정재하시험 결과와 수치해석으로부터 예측된 하중-침하 관계는 탄 성범위까지는 상대적으로 유사한 관계를 보인다고 할 수 있으나, 항복 도달 이후의 거동은 비교적 크게 벗어난다.
- 따라서 말뚝의 주면지지력을 평가하기 위해서는 Restrike 시험 결과를 말뚝 선단의 지지력을 평가하기 위해서는 EOID 시험 결과를 적용하는 것이 합리적인 것을 알 수 있다. EOID 시험에 의한 전체 주면마찰력과 Restrike 시험에 의한 선단지지력의 합은 대체로 정재하시험에서 평가된 말뚝의 극한지지력과 유사한 것으로 분석되었다.
- 동재하시험의 경우 EOID에서는 선단지지력이, Restrike에서는 주면마찰력이 크게 평가되었다. EOID 시험에서는 매우 작은 주면마찰력이 발현되지만 Restrike에서 급증하는데 비 해, 선단지지력은 EOID에 비해 Restrike에서 40%미만으로 급감하였다. 이는 Restrike 시험의 경우 타격에너지의 대부분이 주면마찰력로 지지되었으며, 선단에는 충분한 타격에너지가 도달하지 못했기 때문으로 판단되며 따라서 이 경우 말뚝의 선단지지력이 과소평가 될 수 있다.
- 이러한 차이는 EOID 시험의 경우 말뚝 시공 직후에 실시되어 말뚝 선단 및 주면부에 타설된 시멘트풀이 양생되지 못했기 때문으로 이는 예상된 결과이다. EOID 시험은 정재하시험의 56～105%(평균 77%) 정도의 지지력을 Restrike는 정재하시험의 65～121%(평균 96%) 정도의 설계지지력을 나타내는 것으로 분석되었다. Restrike 시험의 설계지지력은 EOID 시험에서 평가된 설계지지력에 비해 12～60% 증가된 크기를 보였다.
- EOID 시험은 정재하시험의 56～105%(평균 77%) 정도의 지지력을 Restrike는 정재하시험의 65～121%(평균 96%) 정도의 설계지지력을 나타내는 것으로 분석되었다. Restrike 시험의 설계지지력은 EOID 시험에서 평가된 설계지지력에 비해 12～60% 증가된 크기를 보였다. Restrike의 경우, 이전에 수행된 정재하시험으로 인하여 주면부의 시멘트풀 및 선단부의 일부가 손상되었을 가능성이 있으므로 그 신뢰성이 다소 저하되었지만, EOID 시험보다는 지지력이 크게 발현되었으며 정재하시험 결과와 비교하여 합리적 수준으로 유사한 하중-침하 관계를 보였다.
- (3) 동재하시험 및 정재하시험 결과 EOID 및 Restrike 시험은 정재하시험에서 평가된 설계지지력 대비 각각 약 56～ 105% 및 65～121%의 크기를 보였으며, Class-A type 수치해석의 경우 정재하시험 설계지지력의 38-142%의 범위를 보였다. Restrike 시험의 하중-침하 곡선은 EOID 시험의 하중-침하 곡선에 비하여 설계지지력이 12～60% 증가한 결과를 보였다. EOID 시험의 경우 주면마찰력이 거의 발현되지 못하기 때문에 말뚝의 지지력이 상대적으로 작게 평가되며, Restrike 시험의 경우 주면마찰력은 적절히 평가될 수 있으나 타격에너지가 충분히 크지 않을 경우 그 에너지가 말뚝의 극한선단지지력을 발현시킬 정도로 적절히 전달되지 못하여 선단지지력이 과소평가될 가능성이 존재한다.
- 1(a)～1(b)와 같이 3년 동안(2008～2010 년) 고속도로 교량에 적용된 총 183개소의 말뚝기초의 형식에 대한 조사를 수행하였다(전경수 등, 2011). 그 결과 강관 말뚝이 전체 말뚝의 약 82%를 차지하고 있는데, 이는 고속도로 교량의 특성상 기초에 수평력이 크게 작용하여 말뚝재료의 강도 및 강성이 우수한 강관말뚝이 널리 적용되는 것으로 판단된다. 또한 강관말뚝의 대부분은 매입공법(92.
- Restrike은 최소한의 타격으로 시간효과(지반의 set up 및 시멘트풀의 양생)를 확인하는 것을 주목적으로 하여, 극한 또는 항복상태는 정재하시험을 통하여 확인하는 것으로 계획하였다. 그러나 본 연구에서는 정재하시험을 우선적으로 수행하고 그 이후 Restrike 시험을 실시했기 때문에, 정재하시험으로 인해 시멘트풀-인접지 반의 경계면 그리고 선단부에서 지반 및 시멘트풀의 일부가 교란되었을 가능성이 있으므로 Restrike 시험을 통해 평가된 말뚝의 지지력은 과소평가 되었을 것으로 판단된다.
- 이는 두 말뚝의 길이 및 지층분포가 유사했기 때문으로 분석된다. 동재하시험 결과를 정재하시험 결과와 비교했을 때 EOID 및 Restrike 모두 더 작은 값에서 항복이 발생하며, 특히 EOID 시험에서 가장 작은 항복하중이 평가되는데 이는 어느 정도 예상된 결과라고 할 수 있다. Restrike의 경우 항복하중 인근까지는 정재하시험과 매우 유사한 결과를 보여준다.
- EOID 시험의 경우 주면마찰력이 거의 발현되지 못하기 때문에 말뚝의 지지력이 상대적으로 작게 평가되며, Restrike 시험의 경우 주면마찰력은 적절히 평가될 수 있으나 타격에너지가 충분히 크지 않을 경우 그 에너지가 말뚝의 극한선단지지력을 발현시킬 정도로 적절히 전달되지 못하여 선단지지력이 과소평가될 가능성이 존재한다. 따라서 말뚝의 주면지지력을 평가하기 위해서는 Restrike 시험 결과를 말뚝 선단의 지지력을 평가하기 위해서는 EOID 시험 결과를 적용하는 것이 보다 합리적인 것을 알 수 있다. 본 연구에서 평가된 바에 의하면 EOID 시험에 의한 전체 주면 마찰력과 Restrike 시험에 의한 선단지지력의 합은 대체로 정재하시험에서 평가된 말뚝의 극한지지력과 유사한 것으로 분석되었다.
- 9(b)는 모든 말뚝에 대해 동재하시험(EOID 및 Restrike)으로 평가 주면마찰력과 선단지지력의 변화를 보여주는데 앞서 언급한 것과 유사하게 주면 마찰력은 Restrike 시험에서 그리고 선단지지력은 EOID 시험에서 크게 발현된다. 따라서 말뚝의 주면지지력을 평가하기 위해서는 Restrike 시험 결과를 말뚝 선단의 지지력을 평가하기 위해서는 EOID 시험 결과를 적용하는 것이 합리적인 것을 알 수 있다. EOID 시험에 의한 전체 주면마찰력과 Restrike 시험에 의한 선단지지력의 합은 대체로 정재하시험에서 평가된 말뚝의 극한지지력과 유사한 것으로 분석되었다.
- 그 결과 강관 말뚝이 전체 말뚝의 약 82%를 차지하고 있는데, 이는 고속도로 교량의 특성상 기초에 수평력이 크게 작용하여 말뚝재료의 강도 및 강성이 우수한 강관말뚝이 널리 적용되는 것으로 판단된다. 또한 강관말뚝의 대부분은 매입공법(92.5%) 으로 시공되고 있으며, 그 가운데 SDA 공법(55.6%)과 SIP 공법(36.8%)이 주로 적용되는 것으로 나타났다.
- B-1 말뚝을 제외하고는 대부분의 경우 동재하시험 및 수치 해석에서 평가된 말뚝의 설계지지력이 정재하시험에서 평가된 말뚝의 설계지지력보다 작은 크기를 보인다. 본 연구에서 수행한 정재하 및 동재하시험 결과를 분석한 결과, 대체 로 매입말뚝 시공 직후 수행한 EOID 시험으로 도출된 지지력이 가장 작고, 정재하시험 종료 후 수행한 Restrike 시험의 지지력이 크고 마지막으로 정재하시험에서 측정된 지지력이 가장 큰 경향을 보인다. 이러한 차이는 EOID 시험의 경우 말뚝 시공 직후에 실시되어 말뚝 선단 및 주면부에 타설된 시멘트풀이 양생되지 못했기 때문으로 이는 예상된 결과이다.
- 따라서 말뚝의 주면지지력을 평가하기 위해서는 Restrike 시험 결과를 말뚝 선단의 지지력을 평가하기 위해서는 EOID 시험 결과를 적용하는 것이 보다 합리적인 것을 알 수 있다. 본 연구에서 평가된 바에 의하면 EOID 시험에 의한 전체 주면 마찰력과 Restrike 시험에 의한 선단지지력의 합은 대체로 정재하시험에서 평가된 말뚝의 극한지지력과 유사한 것으로 분석되었다.
- 한편 Class-A type 해석의 경우 뚜렷한 항복하중을 결정하기는 어려우며, 정재하 및 동재하시험과 비교하여 매우 작은 항복하중을 예측한다. 이에 Class-C1 해석에서는 정재하시험의 하중-침하와 유사한 곡선을 얻기 위해 지반의 강성을 증가(당초 말뚝 선단부 지반인 풍화암 E=185～250Mpa를 3배가량 증가시킨 E=555～750Mpa)시켰으며, 해석결과 하중-침하는 말뚝 선단 지반인 풍화암의 강성에 가장 크게 영향을 받는 것으로 나타났다. 그러나 지반의 강성에 비해 전단강도 상수는 하중-침하에는 거의 영향을 미치지 않는 것으로 분석되었다.
- 동재하시험의 경우 평가된 전체 주면마찰력과 선단지지력의 합(즉 말뚝의 전체지지력)이 정재하시험 및 수치해석에서 말뚝두부에 작용된 하중의 크기와 동일하지 않으므로 직접적인 비교는 다소 어렵지만, 정재하시험, 동재하시험 그리고 수치해석으로 평가된 전체 주면마찰력과 선단지지력의 발현 특성을 개략적으로 검토할 수 있을 것으로 판단된다. 정재하시험 결과와 비교하여 Restrike 시험에서 평가된 주면마찰력의 크기는 매우 유사하게 분석되었으나, Restrike의 선단지지력 성분 및 EOID/수치해석의 주면마찰력 및 선단지지력은 정재하시험 결과에서 크게 벗어나는 것으로 분석된다. 동재하시험의 경우 EOID에서는 선단지지력이, Restrike에서는 주면마찰력이 크게 평가되었다.
- 전반적으로 현장에서 실측된 값과 수치해석으로부터 예측된(Class A, C1) 하중-침하 관계는 탄성범위까지는 비교적 유사한 결과를 얻을 수 있으나 항복 이후의 거동은 비교적 크게 벗어난다. 즉 실측값은 항 복 이후 경화현상이 거의 없이 탄성-완전소성(elastic-perfectly plastic) 재료의 거동과 유사하게(즉 항복응력의 증가가 거의 없이) 파괴에 도달되는 반면, 수치해석에서는 변형경화(strain hardening)과정을 거치면서 점진적으로 파괴에 도달하는 경향을 보였다. 따라서 항복발생 이후 항복하중이 거의 증가하지 않고 침하가 급격하게 증가하는 이러한 현상을 적절히 모사할 수 있는 수치해석 기법을 개발할 필요가 있다고 판단된다.
- 지반조사결과를 통해 추천된 물성치를 이용하여 수치해석을 수행한 결과 정재하시험에 의한 하중-침하 및 축력분 포와는 비교적 크게 벗어나는 경향을 보였다. 이는 실제 지반조건이 수치해석에서 가정한 것과 상이하거나 말뚝의 내 부시멘트풀 하부의 슬라임층의 형성, 경타여부 및 최종관 입량의 크기 및 일정하지 않은 시멘트풀의 품질 등 다양한 현장의 변수들과 관련되었다고 판단된다.
후속연구
- 9(a)는 A1-A2 말뚝에 대한 동재하시험, 정재하시험 그리고 Class-A type의 수치해석을 통해서 평가된 전체 주면마찰력과 선단지지력의 크기를 보여준다. 동재하시험의 경우 평가된 전체 주면마찰력과 선단지지력의 합(즉 말뚝의 전체지지력)이 정재하시험 및 수치해석에서 말뚝두부에 작용된 하중의 크기와 동일하지 않으므로 직접적인 비교는 다소 어렵지만, 정재하시험, 동재하시험 그리고 수치해석으로 평가된 전체 주면마찰력과 선단지지력의 발현 특성을 개략적으로 검토할 수 있을 것으로 판단된다. 정재하시험 결과와 비교하여 Restrike 시험에서 평가된 주면마찰력의 크기는 매우 유사하게 분석되었으나, Restrike의 선단지지력 성분 및 EOID/수치해석의 주면마찰력 및 선단지지력은 정재하시험 결과에서 크게 벗어나는 것으로 분석된다.
- 즉 실측값은 항 복 이후 경화현상이 거의 없이 탄성-완전소성(elastic-perfectly plastic) 재료의 거동과 유사하게(즉 항복응력의 증가가 거의 없이) 파괴에 도달되는 반면, 수치해석에서는 변형경화(strain hardening)과정을 거치면서 점진적으로 파괴에 도달하는 경향을 보였다. 따라서 항복발생 이후 항복하중이 거의 증가하지 않고 침하가 급격하게 증가하는 이러한 현상을 적절히 모사할 수 있는 수치해석 기법을 개발할 필요가 있다고 판단된다.
- 정재하시험에서 측정된 하중-침하 곡선은 항복이 발생한 이후 말뚝하중은 약간 증가하지만 급격한 침하를 나타내는데 비해 수치해석에서 적용된 구성방정식은 변형경화(strain hardening) 모델을 채택하므로 이러한 현상을 적절히 모사하지 못하여 하중이 지속적으로 증가하였다. 따라서 향후 이를 적절히 반영할 수 있는 수치해석기법을 개발해야 할 것으로 판단된다. 수치해석의 경우 지반물성치 산정의 신뢰성, 경타에 의한 지반교란 및 응력변화 정도, 말뚝선단부의 슬라임 존재유무, 시멘트풀의 특성 등 매우 많은 변수에 영향을 받기 때문에 이 모두를 적절히 반영하는 것은 현재의 기술로는 한계가 있음이 나타났다.
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