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문제 정의
- 첫 번째는 보강말뚝에 하중을 미리 재하하여 기존기초에 가해지고 있던 하중 중 일부를 새로 시공하는 보강말뚝에 전달하고자 하는 목적이 있다. 두 번째 목적은 추가하중을 보강말뚝이 효율적으로 지지할 수 있도록, 보강말뚝에 미리 침하를 발생시켜 보강말뚝의 지지력을 빨리 발현시키고자 하는데 있다. 즉 보강기초 시공 후 기초판과 연결하기 전에 기존말뚝들을 반력말뚝으로 활용하여 보강말뚝 두부에 연직방향의 압축하중을 가하는 동시에 기존말뚝에는 인발력이 작용하여 기존기초에 가해지던 하중 중 일부를 보강기초에 전달하며, 보강말뚝에 주면지지력이 발현하도록 하는 메커니즘이다.
- 위와 같이 기존연구들을 통해 선재하공법이 침하량을 감소시키고, 기존기초의 안정성을 확보하는데 효과적인 것을 확인할 수 있었다. 본 연구에서는 기초보강시 선재하공법의 효과에 대하여 연구를 수행하였다. 보강말뚝의 지지력을 조기 발현시키는 것뿐만 아니라, 기존 말뚝에 가해지던 하중 중 일부를 새로 시공한 보강말뚝에 전달함으로써 수직증축시 추가된 하중에 의해 기존말뚝의 허용지지력을 초과하지 않도록 하였다.
- 본 연구에서는 수직증축 리모델링시 기초보강을 위한 선재하공법의 메커니즘을 확인하고, 3차원 FEM 수치해석을 통해 그 효과를 검증하였다. 선재하공법의 기초보강 효과를 확인하기 위하여 일련의 수치해석을 수행하였으며, 실제 시공단계를 고려한 초기하중-제하-재재하 단계에서의 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 평가하였다.
- 이를 위해 본 연구에서는 3차원 유한요소 수치해석을 활용하여 수직증축시 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포 특성을 산정하고, 선재하공법의 적용 여부에 따른 하중분포특성을 비교분석하여 선재하공법의 효과를 검증하고자 하였다.
- 수직증축 리모델링시 선재하공법은 두 가지 목적으로 적용된다. 첫 번째는 보강말뚝에 하중을 미리 재하하여 기존기초에 가해지고 있던 하중 중 일부를 새로 시공하는 보강말뚝에 전달하고자 하는 목적이 있다. 두 번째 목적은 추가하중을 보강말뚝이 효율적으로 지지할 수 있도록, 보강말뚝에 미리 침하를 발생시켜 보강말뚝의 지지력을 빨리 발현시키고자 하는데 있다.
가설 설정
- 본 연구에서는 Fig. 4에 나타낸 것과 같이, 원형기준 3m × 3m × 1m 기초판에 4개의 기존 말뚝과 1개의 보강 말뚝이 설치된 말뚝지지 전면기초(piled raft)로 가정하여 해석을 수행하였다.
제안 방법
- 5와 같이 잭킹(jacking) 시스템으로 모델링하였다. Fig. 5(b)에 나타낸 것과 같이 선재하장치를 통해 보강말뚝에는 압축력이, 기존기초와 연결된 기초판에는 인발력이 작용하도록 모델링 하였으며, 인터페이스를 모델링하여 선재하하중이 가해질 때, 보강말뚝과 기초판이 연결되지 않은 상태를 모델링하였다. 인터페이스 요소의 강성은 선재하하중에 의한 요소 변형 없이 입력한 하중 모두가 기존기초의 인발력과 보강기초의 압축력으로 작용할 수 있도록 1,000MPa로 매우 크게 적용하였다.
- 기초보강시 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 선재하공법을 적용한 수치해석을 수행하였다. Table 3에 제시한 것과 같이 보강말뚝 설치 후 선재하공법을 추가로 적용한 점 이외에는 앞서 수행한 경우와 동일한 방식으로 수치해석을 수행하였다. 기존말뚝의 안정성에 영향을 미치지 않는 범위 내의 선재하하중을 재하하기 위하여 Fig.
- 위의 허용지지력 산정결과를 바탕으로, 기존 기초가 허용지지력에 근접한 하중을 받고 있다고 가정하여 기존 건물에 가해지고 있던 기존하중을 1,700kN으로 결정하였으며, 이를 4개의 기존말뚝과 결합된 기초판에 적용하였다. 그 후 마감하중 및 활하중에 상응하는 40%의 하중을 제거하였으며, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 이후, 선재하공법의 효과를 비교 확인하기 위하여 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 적용한 경우에 따라 해석 조건을 달리하였다(Table 3).
- 수치해석 수행시, 수직증축 리모델링의 시공단계를 고려하여 기존 기초판에 1,700kN의 초기 하중이 가해지고 있는 상태에서 마감하중의 제하를 모사하여 초기하중의 60%까지 하중을 감소시킨 후, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 그 후 별도의 선재하공법 적용 없이 마감하중 및 증축하중 재재하를 모사하여 기존 하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 하중을 재하하였다. 재재하단계에서는 기존 하중 1,700kN까지 바로 재하한 후, 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 추가하중을 재하하였다.
- 실제 XX아파트 리모델링 현장 설계 사례를 바탕으로 기존말뚝은 직경 350mm, 길이 8m인 PC 말뚝이며, 보강말뚝은 직경 200mm, 길이 10m인 일반 마이크로파일로 설정하였다. 그러나 본 연구에서는 지지력에 기초판이 미치는 영향을 배제하기 위하여 기초판과 지반을 이격시켜 직접 지표와 접촉하지 않도록 모형지반에 기초모형을 설치하였다. 또한 수치해석시 토조에 의한 경계효과를 배제하기 위하여, 토조를 10m × 10m × 20m로 모델링하였으며, 말뚝간 군말뚝효과 역시 배제하기 위하여, 말뚝간 거리를 말뚝직경의 3배(3D=1,050mm)이상인 1.
- 기존말뚝(PC pile)과 보강말뚝(micropile)의 허용지지력을 산정하기 위하여 해석을 통해 하중-침하 곡선을 구하였으며, 그 결과를 Fig. 7에 제시하였다. 기존말뚝과 보강말뚝의 극한지지력을 산정하기 위하여 최대 2,000kN의 축하중을 재하하였으며, 말뚝 변위 25.
- Table 3에 제시한 것과 같이 보강말뚝 설치 후 선재하공법을 추가로 적용한 점 이외에는 앞서 수행한 경우와 동일한 방식으로 수치해석을 수행하였다. 기존말뚝의 안정성에 영향을 미치지 않는 범위 내의 선재하하중을 재하하기 위하여 Fig. 7에서 확인한 100kN의 선재하하중을 적용하였다.
- 기초보강시 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 선재하공법을 적용한 수치해석을 수행하였다. Table 3에 제시한 것과 같이 보강말뚝 설치 후 선재하공법을 추가로 적용한 점 이외에는 앞서 수행한 경우와 동일한 방식으로 수치해석을 수행하였다.
- 말뚝과 기초판의 물성은 콘크리트의 일반적인 물성값을 이용하였으며, 마이크로파일의 탄성계수를 산정할 때에는 강봉과 그라우팅 구근의 면적비를 고려한 합성탄성계수를 산정하여 적용하였다. 또한 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였을 때, 축력이 정확하게 계산되지 않는다는 한계가 있기 때문에, 말뚝에 작용하는 축력을 확인하기 위하여 체적요소로 모델링한 말뚝의 축방향으로 빔요소를 추가하여 축력을 측정하였다. 말뚝 빔요소의 물성치는 체적요소의 탄성계수를 제외한 모든 물성치가 동일하며, 탄성계수만 체적요소의 106 배 작게 적용하였다(Lebeau, 2008).
- 또한 수치해석시 토조에 의한 경계효과를 배제하기 위하여, 토조를 10m × 10m × 20m로 모델링하였으며, 말뚝간 군말뚝효과 역시 배제하기 위하여, 말뚝간 거리를 말뚝직경의 3배(3D=1,050mm)이상인 1.8m로 배치하였다(Das, 2015; Butterfield, 1971; FWHA, 2005).
- 말뚝 빔요소의 물성치는 체적요소의 탄성계수를 제외한 모든 물성치가 동일하며, 탄성계수만 체적요소의 106 배 작게 적용하였다(Lebeau, 2008). 또한, 지반과 말뚝의 접촉면에 지반-말뚝 상호작용을 고려하여 인터페이스 요소를 모델링하였다. PLAXIS에서는 아래 식 (1)과 식 (2)와 같이, 인접 지반의 물성치에 인터페이스 강도감소계수인 Rinter를 적용한다(PLAXIS, 2005).
- 이후, 선재하공법의 효과를 비교 확인하기 위하여 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 적용한 경우에 따라 해석 조건을 달리하였다(Table 3). 마지막으로, 보강말뚝의 설치 후 마감하중 재재하 및 추가 증축하중 재하과정에 해당하는 하중을 재하하였다. 추가하중은 기존하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 재하하였으며, 마감하중 재재하에 상응하는 1,700kN 이후로부터는 기존 하중의 10%에 해당하는 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 재하하였다.
- 콘크리트 말뚝과 기초판의 경우, 재하하중 범위에서는 재료의 파괴가 발생하지 않는다고 판단하여 말뚝과 기초판을 탄성모델로 모델링하였으며, Table 2에 말뚝과 기초판의 입력 물성치를 정리하였다. 말뚝과 기초판의 물성은 콘크리트의 일반적인 물성값을 이용하였으며, 마이크로파일의 탄성계수를 산정할 때에는 강봉과 그라우팅 구근의 면적비를 고려한 합성탄성계수를 산정하여 적용하였다. 또한 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였을 때, 축력이 정확하게 계산되지 않는다는 한계가 있기 때문에, 말뚝에 작용하는 축력을 확인하기 위하여 체적요소로 모델링한 말뚝의 축방향으로 빔요소를 추가하여 축력을 측정하였다.
- 본 연구에서는 기초보강시 선재하공법의 효과에 대하여 연구를 수행하였다. 보강말뚝의 지지력을 조기 발현시키는 것뿐만 아니라, 기존 말뚝에 가해지던 하중 중 일부를 새로 시공한 보강말뚝에 전달함으로써 수직증축시 추가된 하중에 의해 기존말뚝의 허용지지력을 초과하지 않도록 하였다.
- 본 연구에서 수행한 수치해석에서는 선재하장치를 Fig. 5와 같이 잭킹(jacking) 시스템으로 모델링하였다. Fig.
- 즉 보강기초 시공 후 기초판과 연결하기 전에 기존말뚝들을 반력말뚝으로 활용하여 보강말뚝 두부에 연직방향의 압축하중을 가하는 동시에 기존말뚝에는 인발력이 작용하여 기존기초에 가해지던 하중 중 일부를 보강기초에 전달하며, 보강말뚝에 주면지지력이 발현하도록 하는 메커니즘이다. 본 연구에서는 Fig. 2와 Fig. 3과 같이 선재하 모형 장치를 제작하여 선재하공법의 메커니즘을 확인하였다. 선재하 모형장치는 Fig.
- 본 연구에서는 지반과 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였다. 지반은 사질토층과 풍화암층의 2개 층으로 구성하였으며, 탄소성 모델인 Mohr-Coulomb 모델로 모델링하였다.
- 본 연구에서는 수직증축 리모델링시 기초보강을 위한 선재하공법의 메커니즘을 확인하고, 3차원 FEM 수치해석을 통해 그 효과를 검증하였다. 선재하공법의 기초보강 효과를 확인하기 위하여 일련의 수치해석을 수행하였으며, 실제 시공단계를 고려한 초기하중-제하-재재하 단계에서의 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 평가하였다.
- 수치해석 수행시, 수직증축 리모델링의 시공단계를 고려하여 기존 기초판에 1,700kN의 초기 하중이 가해지고 있는 상태에서 마감하중의 제하를 모사하여 초기하중의 60%까지 하중을 감소시킨 후, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 그 후 별도의 선재하공법 적용 없이 마감하중 및 증축하중 재재하를 모사하여 기존 하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 하중을 재하하였다.
- 앞서 설명한대로, 본 연구에서는 기존말뚝과 보강말뚝의 허용지지력을 산정한 후, 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 유무에 따른 수치해석을 수행하였다. 수치해석을 통해 보강 마이크로파일의 보강효과와 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 시공단계에 따른 수치해석을 수행하였으며, 선재하공법을 적용한 경우에는 100kN의 선재하하중을 가하였다.
- 앞서 설명한대로, 본 연구에서는 기존말뚝과 보강말뚝의 허용지지력을 산정한 후, 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 유무에 따른 수치해석을 수행하였다. 수치해석을 통해 보강 마이크로파일의 보강효과와 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 시공단계에 따른 수치해석을 수행하였으며, 선재하공법을 적용한 경우에는 100kN의 선재하하중을 가하였다.
- 위에서 설명한 모델링 기법이 선재하공법을 적절히 모델링하였는지 검증하기 위하여 200kN의 하중을 동시에 가하여, 보강말뚝에는 압축력이, 기존기초에는 인발력이 제대로 작용하는지를 검토하였으며, 그 결과를 Fig. 6에 나타내었다. 그 결과 기존말뚝에는 인발력이 작용하고, 보강말뚝에는 압축력이 작용하여 해당하는 방향으로 변위가 발생한 것을 확인하였다.
- 위의 허용지지력 산정결과를 바탕으로, 기존 기초가 허용지지력에 근접한 하중을 받고 있다고 가정하여 기존 건물에 가해지고 있던 기존하중을 1,700kN으로 결정하였으며, 이를 4개의 기존말뚝과 결합된 기초판에 적용하였다. 그 후 마감하중 및 활하중에 상응하는 40%의 하중을 제거하였으며, 보강 마이크로파일을 설치하였다.
- 4mm 기준을 적용하여 극한지지력을 산정한 결과, 기존말뚝과 보강말뚝의 극한지지력은 각각 1,330kN과 790kN으로 나타났다(Terzahi and Peck, 1967; Touma and Reese, 1974). 이렇게 산정한 극한지지력에 일반적으로 사용되는 기초구조물의 안전율 3.0을 적용하여 기존말뚝과 보강말뚝의 허용지지력을 각각 443kN과 263kN으로 결정하였다.
- 그 후 마감하중 및 활하중에 상응하는 40%의 하중을 제거하였으며, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 이후, 선재하공법의 효과를 비교 확인하기 위하여 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 적용한 경우에 따라 해석 조건을 달리하였다(Table 3). 마지막으로, 보강말뚝의 설치 후 마감하중 재재하 및 추가 증축하중 재하과정에 해당하는 하중을 재하하였다.
- 그 후 별도의 선재하공법 적용 없이 마감하중 및 증축하중 재재하를 모사하여 기존 하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 하중을 재하하였다. 재재하단계에서는 기존 하중 1,700kN까지 바로 재하한 후, 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 추가하중을 재하하였다. Fig.
- 마지막으로, 보강말뚝의 설치 후 마감하중 재재하 및 추가 증축하중 재하과정에 해당하는 하중을 재하하였다. 추가하중은 기존하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 재하하였으며, 마감하중 재재하에 상응하는 1,700kN 이후로부터는 기존 하중의 10%에 해당하는 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 재하하였다. Table 3에 선재하공법 유무에 따른 하중재하단계를 정리하였다.
- Table 1에 각 지층의 입력 물성치를 정리하였다. 콘크리트 말뚝과 기초판의 경우, 재하하중 범위에서는 재료의 파괴가 발생하지 않는다고 판단하여 말뚝과 기초판을 탄성모델로 모델링하였으며, Table 2에 말뚝과 기초판의 입력 물성치를 정리하였다. 말뚝과 기초판의 물성은 콘크리트의 일반적인 물성값을 이용하였으며, 마이크로파일의 탄성계수를 산정할 때에는 강봉과 그라우팅 구근의 면적비를 고려한 합성탄성계수를 산정하여 적용하였다.
- 해석을 통해 기존말뚝과 보강말뚝의 단일 말뚝 허용지지력을 산정하였으며, 선재하공법 적용시 기존기초와 보강기초의 하중-침하거동을 확인하여 기초의 안정성을 검토하였다. 그 결과 선재하공법을 적용하였을 때, 기존말뚝에 가해지던 하중 일부가 보강말뚝으로 전이되어, 기존말뚝의 하중분담율이 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하는 것을 확인하였다.
대상 데이터
- 3과 같이 선재하 모형 장치를 제작하여 선재하공법의 메커니즘을 확인하였다. 선재하 모형장치는 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 4개의 기존말뚝(existing pile, EP)과 1개의 보강말뚝(reinforcing pile, RP), 기초판, 로드셀, 계측기, 그리고 나사식 선재하장치로 구성되어 있다. 로드셀은 기초판 하부에 연결되어 기초판에서 기존기초에 가해지는 하중을 측정하도록 제작하였으며, 로드셀에 가해지는 하중은 디지털 계측기를 통해 읽을 수 있다.
- 4에 나타낸 것과 같이, 원형기준 3m × 3m × 1m 기초판에 4개의 기존 말뚝과 1개의 보강 말뚝이 설치된 말뚝지지 전면기초(piled raft)로 가정하여 해석을 수행하였다. 실제 XX아파트 리모델링 현장 설계 사례를 바탕으로 기존말뚝은 직경 350mm, 길이 8m인 PC 말뚝이며, 보강말뚝은 직경 200mm, 길이 10m인 일반 마이크로파일로 설정하였다. 그러나 본 연구에서는 지지력에 기초판이 미치는 영향을 배제하기 위하여 기초판과 지반을 이격시켜 직접 지표와 접촉하지 않도록 모형지반에 기초모형을 설치하였다.
이론/모형
- 본 연구에서는 지반과 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였다. 지반은 사질토층과 풍화암층의 2개 층으로 구성하였으며, 탄소성 모델인 Mohr-Coulomb 모델로 모델링하였다. Table 1에 각 지층의 입력 물성치를 정리하였다.
성능/효과
- 9에 나타낸 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 결과와 유사한 경향을 나타내었다. 국내의 수직 증축은 15층 이상 건물에서 최대 3층 증축까지 가능하기 때문에, 실제 수직증축 리모델링 사례에서의 최종하중단계는 약 120% 수준으로 예상되는데, 120%에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 9.5% 정도로, 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 8.6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 또한, 선재하공법에 의해 초기 하중단계에서 보강효율이 빠르게 증가하여 약 100%의 하중단계에서 하중분담율이 최종하중단계의 하중분담율과 거의 유사한 것을 확인할 수 있었다.
- 6에 나타내었다. 그 결과 기존말뚝에는 인발력이 작용하고, 보강말뚝에는 압축력이 작용하여 해당하는 방향으로 변위가 발생한 것을 확인하였다. 또한, 본 연구에서 선재하하중으로 적용한 100kN에 대하여 기존말뚝의 변위가 0.
- 해석을 통해 기존말뚝과 보강말뚝의 단일 말뚝 허용지지력을 산정하였으며, 선재하공법 적용시 기존기초와 보강기초의 하중-침하거동을 확인하여 기초의 안정성을 검토하였다. 그 결과 선재하공법을 적용하였을 때, 기존말뚝에 가해지던 하중 일부가 보강말뚝으로 전이되어, 기존말뚝의 하중분담율이 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하는 것을 확인하였다. 특히 국내의 수직증축은 15층 이상 건물에서 최대 3층 증축까지 가능하기 때문에, 실제 수직증축 리모델링 사례에서의 최종하중단계는 기존 하중 대비 약 120% 수준으로 예상되는데, 120%에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 9.
- 선재하공법을 기초보강에 활용할 때에는 보강말뚝에 유압잭을 적용하는 것이 일반적이며(O’Neill, 1989; Cole, 1993; Lehtone, 2010), 중국에서 수행된 기존3층 건물을 7층까지 수직증축시 유압잭을 활용한 선재하공법 적용 사례가 보고되었다(Liu, 2005). 그 결과, 선재하공법을 적용한 보강기초에서의 최종 침하량이 감소하였으며, 해당 건물의 기초보강 이후 5년이 지나도록 안정성에 문제가 없는 것을 확인하였다.
- 이는 선재하공법의 효과에 의해 말뚝-지반 사이의 강성이 증가한 것으로 생각된다. 그러나, 110% 이상으로 하중단계가 증가함에 따라 선재하공법을 적용하였을 때의 할선탄성계수가 선재하공법을 적용하지 않았을 때의 할선탄성계수보다 작아지며 선재하공법의 효과가 감소하여 보강효율이 감소하는 것으로 판단된다.
- 10에 선재하공법 적용시 하중단계별 기존말뚝과 보강말뚝의 하중전이분석 결과를 나타내었다. 기존말뚝의 하중전이거동은 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 거의 일치하는 것을 확인하였다. 다만, 60%까지 제하 후 선재하공법을 적용하였기에 두부에서의 축하중이 약 10% 정도 추가로 감소한 것을 확인할 수 있었다.
- 12에 나타내었다. 기초보강 전 단계에서는 기초별 하중이 동일한 것을 확인할 수 있으며, 재재하단계에서 선재하공법을 적용한 경우에 기존말뚝에 가해지는 하중이 5% 정도 감소하는 것을 확인하였다. 즉, 선재하공법을 적용한 경우 기존말뚝에 가해지던 하중 일부를 보강말뚝에 전달하였다고 판단할 수 있다.
- 기존말뚝의 하중전이거동은 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 거의 일치하는 것을 확인하였다. 다만, 60%까지 제하 후 선재하공법을 적용하였기에 두부에서의 축하중이 약 10% 정도 추가로 감소한 것을 확인할 수 있었다. 이와는 반대로, 보강말뚝에서는 선재하하중 100kN가 추가로 가해졌으며, 이로 인해 재재하 초기단계인 하중단계 100%와 110%에서도 사질토층의 주면지지력과 말뚝선단에서의 선단지지력이 충분히 발현된 것을 확인할 수 있었다(Fig.
- 6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 다만, 재재하 초기에는 선재하공법에 의해 말뚝-지반사이의 강성이 증가하여 보강말뚝의 효율이 크게 나타났으나, 재하단계가 증가함에 따라 보강말뚝의 효율이 감소하는 것을 확인하였다. 그러나 본 연구는 수치해석 기법을 통해 공동주택 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 가능성을 확인한 연구로써, 추후 실내실험 또는 현장실험을 통한 검증 연구가 필요하다.
- 즉, 선재하공법을 적용한 경우 기존말뚝에 가해지던 하중 일부를 보강말뚝에 전달하였다고 판단할 수 있다. 다만, 하중단계가 증가할수록 선재하공법의 유무에 따른 하중 차이가 감소하는 것을 확인하였으며, 최종하중단계인 150%에서는 그 차이가 거의 없음을 확인하였다.
- 10b). 따라서, 선재하공법의 두 번째 목적인 선재하에 의한 지지력의 조기 발현 효과가 있는 것으로 나타났다.
- 해석의 최종 하중단계인 150%(2,550kN)에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 10%까지 증가하며, 기존말뚝 1개당 하중분담율은 약 23%까지 감소하는 것으로 나타났다. 또한, Fig. 9의 그래프 양상을 미루어볼 때, 기존말뚝의 하중분담율은 감소하고, 보강말뚝의 하중분담율은 증가하다가, 일정 수준에서 수렴할 것으로 예측된다.
- 그 결과 기존말뚝에는 인발력이 작용하고, 보강말뚝에는 압축력이 작용하여 해당하는 방향으로 변위가 발생한 것을 확인하였다. 또한, 본 연구에서 선재하하중으로 적용한 100kN에 대하여 기존말뚝의 변위가 0.06mm로 매우 작게 나타나는 것을 보아 선재 하하중을 적용하더라도 기존 기초의 안정성에는 문제가 없이 기존말뚝의 하중을 보강말뚝으로 전이 시킬 수 있음을 확인하였다.
- 6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 또한, 선재하공법에 의해 초기 하중단계에서 보강효율이 빠르게 증가하여 약 100%의 하중단계에서 하중분담율이 최종하중단계의 하중분담율과 거의 유사한 것을 확인할 수 있었다. 이는 선재하공법 적용시 보강말뚝의 하중분담율이 증가함과 동시에 낮은 하중단계에서도 보강효율을 빠르게 극대화시킬 수 있음을 의미한다.
- 위와 같이 기존연구들을 통해 선재하공법이 침하량을 감소시키고, 기존기초의 안정성을 확보하는데 효과적인 것을 확인할 수 있었다. 본 연구에서는 기초보강시 선재하공법의 효과에 대하여 연구를 수행하였다.
- 다만, 60%까지 제하 후 선재하공법을 적용하였기에 두부에서의 축하중이 약 10% 정도 추가로 감소한 것을 확인할 수 있었다. 이와는 반대로, 보강말뚝에서는 선재하하중 100kN가 추가로 가해졌으며, 이로 인해 재재하 초기단계인 하중단계 100%와 110%에서도 사질토층의 주면지지력과 말뚝선단에서의 선단지지력이 충분히 발현된 것을 확인할 수 있었다(Fig. 10b). 따라서, 선재하공법의 두 번째 목적인 선재하에 의한 지지력의 조기 발현 효과가 있는 것으로 나타났다.
- 5(b)에 나타낸 것과 같이 선재하장치를 통해 보강말뚝에는 압축력이, 기존기초와 연결된 기초판에는 인발력이 작용하도록 모델링 하였으며, 인터페이스를 모델링하여 선재하하중이 가해질 때, 보강말뚝과 기초판이 연결되지 않은 상태를 모델링하였다. 인터페이스 요소의 강성은 선재하하중에 의한 요소 변형 없이 입력한 하중 모두가 기존기초의 인발력과 보강기초의 압축력으로 작용할 수 있도록 1,000MPa로 매우 크게 적용하였다.
- 13에는 선재하공법 적용 유무에 따른 보강말뚝에 작용하는 하중을 나타내었다. 재재하 초기단계인 100% 하중단계에서는 선재하공법 적용시 선재하 하중에 의해 기존말뚝의 하중 중 일부가 보강말뚝으로 전이되었기 때문에, 선재하공법 적용유무에 따라 보강말뚝에 가해지는 하중이 2배가량 차이가 발생하였으나, 하중단계가 증가함에 따라 보강효율이 감소하는 것으로 나타났다.
- 기존 말뚝의 허용지지력이 443kN임을 고려하면, 선재하공법을 적용하지 않았을 경우 허용지지력을 상회하는 하중이 기존말뚝에 가해지지만, 선재하공법을 적용하는 경우 허용지지력 범위 내의 하중이 기존말뚝에 가해진다. 즉, 기초보강시 말뚝의 허용지지력에 따른 안정성을 확보하기 위하여 선재하공법을 적용하는 것이 효과적이라 판단할 수 있다. 또한 이러한 결과는 선재하 하중 크기에 따라 보강 효율이 달라질 수 있으므로 이에 대한 추가 연구가 필요하다.
- 이에 따라, 기초판과 연결된 로드셀에서는 상향력에 의해 인발력이 작용하는 것을 계측할 수 있다. 즉, 선재하공법을 적용함으로써 보강말뚝은 압축력에 의하여 말뚝-지반 사이의 변위가 발생함과 동시에 주면마찰력이 발현되며, 기존말뚝에는 반력에 의한 인발력이 작용하게 되여 기존에 받고 있던 하중이 경감되는 효과가 있음을 확인하였다.
- 그 결과 선재하공법을 적용하였을 때, 기존말뚝에 가해지던 하중 일부가 보강말뚝으로 전이되어, 기존말뚝의 하중분담율이 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하는 것을 확인하였다. 특히 국내의 수직증축은 15층 이상 건물에서 최대 3층 증축까지 가능하기 때문에, 실제 수직증축 리모델링 사례에서의 최종하중단계는 기존 하중 대비 약 120% 수준으로 예상되는데, 120%에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 9.5% 정도로, 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 8.6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 다만, 재재하 초기에는 선재하공법에 의해 말뚝-지반사이의 강성이 증가하여 보강말뚝의 효율이 크게 나타났으나, 재하단계가 증가함에 따라 보강말뚝의 효율이 감소하는 것을 확인하였다.
- 8의 결과로부터 사질토 구간인 0-6m 구간에서의 하중 변화량보다 풍화암구간인 6-10m 구간에서의 하중 변화량이 큰 것을 확인할 수 있으며, 이는 기존말뚝 및 보강말뚝에서 사질토 층의 주면지지력이 크지 않고, 풍화암구간의 주면지지력과 선단지지력이 말뚝의 지지력을 좌우한다는 점을 의미한다. 특히, 보강말뚝의 경우 하중단계 100%와 110%의 하중전이곡선을 보면 사질토층에서의 주면지지력과 풍화암에서의 선단지지력이 거의 발현되지 않았으며, 120%의 하중단계에 도달했을 때 사질토층의 주면지지력과 풍화암에서의 선단지지력이 발현된 것을 확인할 수 있다(Fig. 8b).
- 14에 따르면, 하중이 증가함에 따라 할선탄성계수가 감소하는 것을 확인할 수 있으며, 이는 말뚝-지반 사이의 강성이 감소하는 것을 의미한다. 특히, 선재하공법 적용 유무에 따라 그 결과를 비교하면, 재재하 110%의 하중단계까지는 선재하공법을 적용하였을 때의 할선탄성계수가 선재하공법을 적용하지 않았을 때의 할선탄성계수보다 큰 것을 확인할 수 있다. 이는 선재하공법의 효과에 의해 말뚝-지반 사이의 강성이 증가한 것으로 생각된다.
- 그 후 보강말뚝이 설치되고 재재하 단계를 거치며 보강말뚝에도 하중이 가해지게 되어 기존말뚝의 하중분담율은 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하게 된다. 해석의 최종 하중단계인 150%(2,550kN)에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 10%까지 증가하며, 기존말뚝 1개당 하중분담율은 약 23%까지 감소하는 것으로 나타났다. 또한, Fig.
후속연구
- 다만, 재재하 초기에는 선재하공법에 의해 말뚝-지반사이의 강성이 증가하여 보강말뚝의 효율이 크게 나타났으나, 재하단계가 증가함에 따라 보강말뚝의 효율이 감소하는 것을 확인하였다. 그러나 본 연구는 수치해석 기법을 통해 공동주택 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 가능성을 확인한 연구로써, 추후 실내실험 또는 현장실험을 통한 검증 연구가 필요하다.
- 즉, 기초보강시 말뚝의 허용지지력에 따른 안정성을 확보하기 위하여 선재하공법을 적용하는 것이 효과적이라 판단할 수 있다. 또한 이러한 결과는 선재하 하중 크기에 따라 보강 효율이 달라질 수 있으므로 이에 대한 추가 연구가 필요하다.
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