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문제 정의
- 다음으로 풍화암 근입 대구경 현장타설 콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우트 시험시공을 실시하였다. 마지막으로 선단보강 말뚝, 그리고 인접한 미보강 말뚝에 대한 재하시험을 실시하고 그 결과를 비교분석함으로써, 말뚝 포스트그라우팅의 효과를 정량적으로 검증해 보고자 하였다.
- 기존의 포스트그라우팅 관련 연구는 말뚝의 지지지반이 토사일 경우로 집중되어 있다. 본 연구에서는 국내의 풍화대(풍화토 및 풍화암)에 선단이 위치하는 말뚝에 포스트그라우팅 기법 적용시의 효과를 알아보기 위해, 풍화대소켓 대구경 현장타설 콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우팅 시험시공을 실시하고, 지지력 증강 효과를 검증해 보고자 하였다.
가설 설정
- ② PG 말뚝 하중침하-곡선의 초기 기울기는 Non-PG 말뚝의 제하-재재하 곡선의 기울기와 매우 유사하였다. 주기재하의 경우, 1차재하 하중이 선단지반을 압축하게 되므로 2차재하시 기울기는 증가하게 되었다.
제안 방법
- 풍화대 구간에 대해서는 표준관입시험(SPT)과 함께 한국형 타격관 입콘시험(DCPT)을 실시하였다. SPT 및 DCPT 공히 30cm 관입당 타격회수가 50회를 넘을 경우, 50타 추가 타격(최대 타격회수 : 100회)를 수행하였다. 또한 말뚝의 지지층인 풍화암의 변형특성 파악을 위해 말뚝 주면 깊이에 2회, 말뚝 선단 위치에 1회의 공내재하시험(Elastometer from OYO, Japan)을 실시하였다.
- 그라우팅 압력에 따른 말뚝의 인발변위 및 탄성압축량 계측을 위해 말뚝 선단부에 침하봉을 말뚝 두부에 LVDT 를 설치하여 기준대에 고정하였으며, 말뚝의 깊이별로 설치된 변형률계 계측을 추가로 실시하였다. 그라우트 주입관(유입관 및 유출관 1조로 구성)은 총 2조를 배치하였으므로, 그라우트 이송관이 포스트그라우트 유입부 부근에서 두 갈래로 나누어지도록 배관을 설계하였다. 또한 그라우트 이송관의 주입부 및 유출부에는 압력계를 설치하여 그라우트 주입시의 압력을 측정하도록 계획하였고, 유출부에는 체크밸브를 두어 압력주입이 가능하도록 조치하였다.
- 그라우팅 압력에 따른 말뚝의 인발변위 및 탄성압축량 계측을 위해 말뚝 선단부에 침하봉을 말뚝 두부에 LVDT 를 설치하여 기준대에 고정하였으며, 말뚝의 깊이별로 설치된 변형률계 계측을 추가로 실시하였다. 그라우트 주입관(유입관 및 유출관 1조로 구성)은 총 2조를 배치하였으므로, 그라우트 이송관이 포스트그라우트 유입부 부근에서 두 갈래로 나누어지도록 배관을 설계하였다.
- 또한 그라우트 이송관의 주입부 및 유출부에는 압력계를 설치하여 그라우트 주입시의 압력을 측정하도록 계획하였고, 유출부에는 체크밸브를 두어 압력주입이 가능하도록 조치하였다. 그라우팅 장비는 고압펌프, 교반기, 고압호스, 발전기, 수조 및 물차, 디지털 유량계 등으로 구성하였다. 포스트그라우트 장비 및 그라우팅 중 계측장비 셋팅 완료 후, 유출관의 밸브를 연 상태로 유입관으로 먼저 청수를 주입하여 주입관을 세척하였으며, 그 상태에서 지속적으로 그라우트재를 주입하여 유출부로 그라우트재가 유출되는 것을 확인하였다.
- 문헌연구를 토대로 각종 포스트그라우팅 기법 중, 국내 풍화대소켓 말뚝 보강에 적합한 그라우팅 기법을 선정하고 장치설계 및 상세시공 계획을 수립하였다. 다음으로 풍화암 근입 대구경 현장타설 콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우트 시험시공을 실시하였다. 마지막으로 선단보강 말뚝, 그리고 인접한 미보강 말뚝에 대한 재하시험을 실시하고 그 결과를 비교분석함으로써, 말뚝 포스트그라우팅의 효과를 정량적으로 검증해 보고자 하였다.
- 참고로, 물-시멘트비 70%는 기성매입말뚝 시공시 선단고정액 기준으로 많이 적용되며(단, 주택공사의 경우 W/C 비 83%로 규정), 원지반과 교반시 약 20 MPa 정도의 강도 발현이 되는 것으로 보고되고 있다. 단계별 그라우팅 압력 유지시간은 최대 20분으로 계획하였다.
- 한 편, 대안설계 상세 지반조사 중 접속교 P1 교각 위치(그림 4에서 직사각형으로 표시)에 단층파쇄대가 존재하는 것으로 확인되었다. 단층파쇄대 상의 기초 지지력 확보를 위한 대책으로 그림 4(b)에서 보는 바와 같이 ① 풍화암근입 말뚝으로 설계하되 말뚝본수 증가, ② 말뚝 선단보강그라우팅으로 본당 설계지지력 증대, ③ 말뚝길이를 증가시켜 단층파쇄대를 관통 하는 세가지 안에 대해 검토하였다. 최종적으로 안정성 및 시공성을 고려하여 연암소켓 말뚝 9본으로 설계된 3안에서 풍화암소켓 말뚝 20본(4×5배열)으로 설계된 1안으로 변경하였다.
- 그림 4 의 18번 말뚝은 철근망에 포스트그라우팅 장치를 부착하여 함께 시공하는 것으로 계획하였으며, 17번 말뚝은 포스트그라우팅을 실시하지 않은 비교대상말뚝으로 선정하였다. 두 시험말뚝은 말뚝이 근입되는 지반조건이 유사하도록 인접시키되, 포스트그라우팅 말뚝의 고압그라우팅 주입이 인접한 미보강말뚝의 지지력에 영향을 미치지 않도록 한 칸 건너서 선정하였다.
- 따라서 본 논문에서는 먼저 문헌조사를 통해 포스트그라우팅의 작용기구, 장치 및 공법, 설계 영향인자, 그리고 시공방법에 대해 고찰하였다. 문헌연구를 토대로 각종 포스트그라우팅 기법 중, 국내 풍화대소켓 말뚝 보강에 적합한 그라우팅 기법을 선정하고 장치설계 및 상세시공 계획을 수립하였다.
- Tube-a-manchette 방식에서 대구경 말뚝일 경우 일반적으로 사용하는, 다수의 U 자형 유공관 형태로 장치를 삽입하게 되면 유공관의 개수만큼 그라우트 이송관이 필요하므로, 말뚝 길이가 길어질 경우 자재비가 증가할 우려가 있다. 따라서 본 연구에서는 그림 6에서 보는 바와 같이 그라우트 이송관(유입, 유출)을 2조만 설치하되, 선단부 유공관의 배열을 2중 원형으로 배열함으로써 말뚝의 전 면적을 커버하도록 조치하였다. 분사 노즐은 내측 유공관과 외측 유공관 공히 8개소를 설치하였고 노즐마다 고무팩킹을 설치하여 1방향 밸브의 역할을 하도록 조치하였다.
- 당 현장 시험말뚝에 적용 가능한 최대 그라우트압(GPmax)을 식 (1)을 이용하여 추정한 결과, 약 5 MPa 까지의 압력주입이 가능한 것으로 예측되었다. 따라서, 포스트그라우팅 압력은 1 MPa 단위로 단계별로 주입하며, 최대주입압은 5 MPa로 제한하는 것으로 그라우트 주입 계획을 수립하였다. 그라우팅 주입장비는 고압분사그라우팅(JSP)장비를 이용하였다.
- 그라우트 주입관(유입관 및 유출관 1조로 구성)은 총 2조를 배치하였으므로, 그라우트 이송관이 포스트그라우트 유입부 부근에서 두 갈래로 나누어지도록 배관을 설계하였다. 또한 그라우트 이송관의 주입부 및 유출부에는 압력계를 설치하여 그라우트 주입시의 압력을 측정하도록 계획하였고, 유출부에는 체크밸브를 두어 압력주입이 가능하도록 조치하였다. 그라우팅 장비는 고압펌프, 교반기, 고압호스, 발전기, 수조 및 물차, 디지털 유량계 등으로 구성하였다.
- P17 말뚝(Non-PG) 의 경우 말뚝재하시험중 제하-재재하 곡선도 함께 나타내었다. 또한 말뚝 포스트그라우팅을 실시하게 되면, 그라우트 압력에 의해 선단지반이 압축되고, 압축된 공간이 그라우트재로 채워지는 것을 감안하여 P18 말뚝(PG)의 선단하중-침하곡선을 수평이동한 그래프도 함께 도시하였다.
- SPT 및 DCPT 공히 30cm 관입당 타격회수가 50회를 넘을 경우, 50타 추가 타격(최대 타격회수 : 100회)를 수행하였다. 또한 말뚝의 지지층인 풍화암의 변형특성 파악을 위해 말뚝 주면 깊이에 2회, 말뚝 선단 위치에 1회의 공내재하시험(Elastometer from OYO, Japan)을 실시하였다. 직경 2m의 현장타설말뚝은 올케이싱 및 어쓰드릴(Earth Drill)공법을 이용하여 시공하였다.
- 상부 잔여 구간은 공벽 붕괴로 인해 기설치된 계측기의 망실 방지할 수 있도록 잡석 채움을 실시하였다. 또한 시험말뚝 2본(No.17, No.18) 모두 선단부에 양방향 재하장치(각각 일방향 30,000 kN, 40,000 kN)를 설치하여 말뚝 시공 완료 후 지지력검증시험이 가능하도록 조치하였다. 시추조사 및 원위시험 결과, 그리고 말뚝 설치심도를 그림 5에 함께 나타내었다.
- 포스트그라우팅 기법을 풍화대 지반에 적용할 경우 그 효과를 알아보기 위해 풍화암소켓 대구경 현장타설콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우트 시험시공을 실시하였다. 또한 포스트그라우팅말뚝, 그리고 인접한 미보강 말뚝에 대한 양바향 고유압 말뚝재하시험을 수행하고 그 결과를 비교함으로써, 포스트그라우팅이 현장타설말뚝의 축방향 지지력 증강에 미치는 효과를 정량적으로 확인하였다. 연구결과를 요약하면 다음과 같다.
- 말뚝 설치 예정 위치의 중앙부에 1개소씩의 시추조사 및 원위치시험을 실시하였다. 시추조사는 말뚝의 설계 근입깊이 하부 최소 5 m 이상 실시하는 것으로 계획하였으며, 한 공에 대해서는 추가시추를 실시하여 연암선을 확인하도록 하였다.
- 직경 2m의 현장타설말뚝은 올케이싱 및 어쓰드릴(Earth Drill)공법을 이용하여 시공하였다. 먼저 케이싱 오실레이터를 이용하여 임시케이싱을 삽입한 후 어쓰드릴 장비(BG-40 from Bauer, Germany)를 이용하여 굴착을 실시하였다. 말뚝의 풍화암 근입깊이는 4D(8m)로 계획하였으나 실제 시공된 말뚝의 길이 및 지층분포는 그림 5와 같이 시공되었다.
- 따라서 본 논문에서는 먼저 문헌조사를 통해 포스트그라우팅의 작용기구, 장치 및 공법, 설계 영향인자, 그리고 시공방법에 대해 고찰하였다. 문헌연구를 토대로 각종 포스트그라우팅 기법 중, 국내 풍화대소켓 말뚝 보강에 적합한 그라우팅 기법을 선정하고 장치설계 및 상세시공 계획을 수립하였다. 다음으로 풍화암 근입 대구경 현장타설 콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우트 시험시공을 실시하였다.
- 따라서 본 연구에서는 그림 6에서 보는 바와 같이 그라우트 이송관(유입, 유출)을 2조만 설치하되, 선단부 유공관의 배열을 2중 원형으로 배열함으로써 말뚝의 전 면적을 커버하도록 조치하였다. 분사 노즐은 내측 유공관과 외측 유공관 공히 8개소를 설치하였고 노즐마다 고무팩킹을 설치하여 1방향 밸브의 역할을 하도록 조치하였다. 또한 그라우트 이송관의 유입부와 유출부에는 체크밸브와 압력계를 설치하였다.
- 천공 완료 후 철근망 및 콘크리트 타설은 향후 터파기 및 푸팅 저면 위치를 고려하여 지표면 하부 6m 까지만 실시하였다. 상부 잔여 구간은 공벽 붕괴로 인해 기설치된 계측기의 망실 방지할 수 있도록 잡석 채움을 실시하였다. 또한 시험말뚝 2본(No.
- 말뚝 설치 예정 위치의 중앙부에 1개소씩의 시추조사 및 원위치시험을 실시하였다. 시추조사는 말뚝의 설계 근입깊이 하부 최소 5 m 이상 실시하는 것으로 계획하였으며, 한 공에 대해서는 추가시추를 실시하여 연암선을 확인하도록 하였다. 풍화대 구간에 대해서는 표준관입시험(SPT)과 함께 한국형 타격관 입콘시험(DCPT)을 실시하였다.
- 이후 고압수(water jet)을 적용하여 말뚝 선단부의 굴착슬라임을 갈아낸 후 그라우트 유출관측으로 방출․제거하게 된다. 유출되는 물의 상태로부터 선단부 청소상태를 확인한 후, 1차로 저압 채움그라우팅을 실시하며, 유출밸브를 잠근 후 압력을 증가시켜 가면서 2차로 고압 그라우팅을 실시한다.
- 18 시험말뚝은, 포스트그라우팅 후 지지력 증강효과 확인시험을 위해 말뚝 선단부에 양방향재하장치도 함께 설치되어야 하는 상황이었다. 이를 위해 철근케이지 하단부에 양방향재하시험용 유압잭을 먼저 부착한 후, 양방향 재하시험 장치의 상판과 하판에 구멍을 내어 그라우트용 이송관이 통과하도록 조치하였으며, 하판의 밑면에 철근망과 선단지반의 접지를 용이하게 하기위하여 설치한 까치발과 원형 유공관을 용접에 의해 부착함으로써 장치 설치를 완료하였다. 사진 1 ～ 4에는 포스트그라우팅용 시험말뚝(Pile No.
- 전술한 바와 같이, 스트레인게이지 분석 결과 포스트그라우팅에 의해 말뚝체에 약 1.8MPa 의 응력이 전달되었으며, 또한 PG 말뚝의 선단하중-침하곡선 역시 선단하중 약 1.8MPa 부근에서 기울기가 급격히 변화하는 것으로부터, PG 말뚝과 Non-PG 말뚝 곡선의 선단하중이 약 1.8 MPa 부근에서 교차하도록 그래프의 수평이동을 실시하였다.
- 말뚝의 풍화암 근입깊이는 4D(8m)로 계획하였으나 실제 시공된 말뚝의 길이 및 지층분포는 그림 5와 같이 시공되었다. 천공 완료 후 철근망 및 콘크리트 타설은 향후 터파기 및 푸팅 저면 위치를 고려하여 지표면 하부 6m 까지만 실시하였다. 상부 잔여 구간은 공벽 붕괴로 인해 기설치된 계측기의 망실 방지할 수 있도록 잡석 채움을 실시하였다.
- 최종적으로 안정성 및 시공성을 고려하여 연암소켓 말뚝 9본으로 설계된 3안에서 풍화암소켓 말뚝 20본(4×5배열)으로 설계된 1안으로 변경하였다.
- 포스트 그라우팅 종료 후, 그라우트재의 강도 발현을 위해 약 2주가 경과된 시점에서 포스트 그라우팅 적용 말뚝(PG-pile, No.18) 과 포스트그라우팅 미적용 말뚝(Non-PG pile, No.17)에 대한 양방향 고유압 재하시험을 실시하여 포스트 그라우트효과를 확인하였다. 그림 8 ～ 9에는 각각 17번 말뚝과 18번 말뚝에 대한 양방향 고유압 재하시험 의 하중-변위 곡선을 나타내었다.
- 포스트그라우트가 말뚝의 선단지지거동에 미치는 영향을 보다 정량적으로 분석하기 위해, PG 말뚝과 Non-PG 말뚝의 선단하중-침하곡선의 가로축을 말뚝의 직경으로 정규화하였다(그림 11).
- 포스트그라우팅 기법을 풍화대 지반에 적용할 경우 그 효과를 알아보기 위해 풍화암소켓 대구경 현장타설콘크리트말뚝 시공 현장을 선정하여 포스트그라우트 시험시공을 실시하였다. 또한 포스트그라우팅말뚝, 그리고 인접한 미보강 말뚝에 대한 양바향 고유압 말뚝재하시험을 수행하고 그 결과를 비교함으로써, 포스트그라우팅이 현장타설말뚝의 축방향 지지력 증강에 미치는 효과를 정량적으로 확인하였다.
- 시추조사는 말뚝의 설계 근입깊이 하부 최소 5 m 이상 실시하는 것으로 계획하였으며, 한 공에 대해서는 추가시추를 실시하여 연암선을 확인하도록 하였다. 풍화대 구간에 대해서는 표준관입시험(SPT)과 함께 한국형 타격관 입콘시험(DCPT)을 실시하였다. SPT 및 DCPT 공히 30cm 관입당 타격회수가 50회를 넘을 경우, 50타 추가 타격(최대 타격회수 : 100회)를 수행하였다.
대상 데이터
- 계획 주입압이 5MPa임에도 불구하고 대용량(40MPa)의 주입장비를 사용한 이유는 국내에서 일반적으로 사용하는 단관 그라우팅용 펌프의 경우 장비의 최대용량이 대부분 5 MPa 미만이기 때문에, 최대 계획주입압(5 MPa)하에서 일정시간동안 압력을 유지하는 것이 불가능했기 때문이다. 그라우트 주입재는 일반 포틀랜드 시멘트를 물-시멘트비 70%로 배합하는 것으로 계획하였다. 참고로, 물-시멘트비 70%는 기성매입말뚝 시공시 선단고정액 기준으로 많이 적용되며(단, 주택공사의 경우 W/C 비 83%로 규정), 원지반과 교반시 약 20 MPa 정도의 강도 발현이 되는 것으로 보고되고 있다.
- 그림 3에서 보는 바와 같이 비대칭 사장교의 주탑기초로는 암반지지된 직접기초 형식을 선정하였으며, 접속교 기초로는 기반암(연암 또는 보통암)이 20m 내외의 심도에서 출현하므로 연암소켓 대구경 현장타설말뚝기초 형식(직경 2m, 3×3 배열)을 채택하였다.
- 본 연구의 대상은 풍화대소켓 현장타설말뚝이므로, 대상 현장 선정시 풍화대소켓 대구경 현장타설말뚝의 시공이 예정되어 있으며 실규모 말뚝재하시험이 반영되어 있는 자사(대림산업) 주간 현장을 우선적으로 고려하였다. 그림 3(a)는 포스트그라우팅 시험시공 현장으로 최종 선정된, 행복중심복합도시 금강2교 현장의 종단면도 및 대략적인 지층조건을, 그림 3(b)는 시험시공 말뚝 위치의 기초설계 개요를 나타낸 것이다.
이론/모형
- 또한 말뚝의 지지층인 풍화암의 변형특성 파악을 위해 말뚝 주면 깊이에 2회, 말뚝 선단 위치에 1회의 공내재하시험(Elastometer from OYO, Japan)을 실시하였다. 직경 2m의 현장타설말뚝은 올케이싱 및 어쓰드릴(Earth Drill)공법을 이용하여 시공하였다. 먼저 케이싱 오실레이터를 이용하여 임시케이싱을 삽입한 후 어쓰드릴 장비(BG-40 from Bauer, Germany)를 이용하여 굴착을 실시하였다.
- 포스트그라우팅의 주입방식은 시공성 및 경제성을 고려하여 Tube-a-manchette 방식을 선정하였다. Tube-a-manchette 방식에서 대구경 말뚝일 경우 일반적으로 사용하는, 다수의 U 자형 유공관 형태로 장치를 삽입하게 되면 유공관의 개수만큼 그라우트 이송관이 필요하므로, 말뚝 길이가 길어질 경우 자재비가 증가할 우려가 있다.
성능/효과
- 1) 재하시험 결과, 말뚝 변위 1cm 침하 기준 허용선단지지력은 Non-PG 말뚝의 경우 3.9 MN, PG 말뚝의 경우 8.4 MN으로 포스트그라우팅에 의해 선단지지력이 약 118 % 정도 증가하였으며, 말뚝직경의 1% 침하(2 cm) 기준 허용선단지지력은 Non-PG 말뚝의 경우 7.0 MN, PG 말뚝의 경우 12.0 MN으로 포스트그라우팅에 의해 선단지지력이 약 71 % 정도 증가하는 것으로 나타났다.
- 2) 선행하중(PG 압력) 까지는 PG 말뚝의 선단하중-침하곡선의 기울기가 Non-PG 말뚝의선단하중-침하곡선의 기울기에 비해 수 배 이상 증가하므로, 동일침하량 하에서 PG 말뚝이 수배 이상 큰 지지력을 발휘할 수 있을 것으로 기대되었다.
- 3) PG 말뚝 하중침하-곡선의 초기 기울기는 Non-PG 말뚝의 제하-재재하 곡선의 기울기와 매우 유사한 것을 확인하였다. 따라서, 만약 일반 말뚝의 선단지지거동을 알수 있다면, PG 말뚝의 지지거동 예측이 어느 정도 가능할 수 있을 것으로 판단되었다.
- 4) 선행하중(PG 압력) 이후 PG 말뚝 곡선의 기울기는 Non-PG 말뚝 곡선 기울기에 비해 다소 증가하는 것을 확인하였다. 따라서 포스트그라우팅은 말뚝 선단지반의 선행재하 효과 이외에 말뚝의 선단지지면적을 확장시키는 효과도 있을 것으로 추정되었다.
- ① 선행하중(PG 압력) 까지는 PG 말뚝의 선단하중-침하곡선의 기울기가 Non-PG 말뚝의선단하중-침하곡선의 기울기에 비해 수 배 증가하였다.
- ③ 선행하중(PG 압력) 이후 PG 말뚝 곡선의 기울기 역시 Non-PG 말뚝 곡선 기울기에 비해 다소 증가하는 것을알 수 있었다.
- 가압단계를 2단계로 나눈 이유는, 첫째로 노즐부의 고무팩커가 일방향 밸브의 역할을 할 수 있는지 여부를 확인하기 위해서이며, 둘째로, W/C 70%에서 별도의 첨가제 없이 시간차를 둔 수회의 그라우팅이 가능한지 여부를 확인하기 위함이었다. 그러나, 1단계 주입 완료 후 청수 세척시, 내측 주입관(그림 6의 작은 원형 유공관 부분)이 막혀 유출관측으로 유출되지 못하는 것을 확인하였다. 또한 외측 주입관에 대해 2단계 주입을 실시하였으나, 그라우트 유량계의 유입유량이 더 이상 증가하지 않았으며, 이것으로부터 내·외측 유공관의 노즐이 모두 막힌 것으로 판단하고 2단계 주입을 종료하였다.
- 그림 10 및 표 1에서 보는 바와 같이, 말뚝 변위 1cm 침하 기준 허용선단지지력은 Non-PG 말뚝의 경우 3.9 MN, PG 말뚝의 경우 8.4 MN 으로 포스트그라우팅에 의해 선단지지력이 약 118 % 정도 증가하였으며, 말뚝직경의 1% 침하(2 cm) 기준 허용선단지지력은 Non-PG 말뚝의 경우 7.0 MN, PG 말뚝의 경우 12.0 MN으로 포스트그라우팅에 의해 선단지지력이 약 71 % 정도 증가하는 것으로 나타났다.
- 4) 선행하중(PG 압력) 이후 PG 말뚝 곡선의 기울기는 Non-PG 말뚝 곡선 기울기에 비해 다소 증가하는 것을 확인하였다. 따라서 포스트그라우팅은 말뚝 선단지반의 선행재하 효과 이외에 말뚝의 선단지지면적을 확장시키는 효과도 있을 것으로 추정되었다.
- 따라서, 만약 일반 말뚝의 선단지지거동을 알수 있다면, PG 말뚝의 지지거동 예측이 어느 정도 가능할 것으로 판단되었다. 풍화대에 근입된 대구경 현장타말뚝의 포스트그라우팅 공법은 말뚝 지지력 증강으로 인한 기초 물량 감소 측면에서 그 실용화 가능성이 충분할 것으로 보이므로 경제적인 파급효과도 매우 클 것으로 판단되었다.
- 3) PG 말뚝 하중침하-곡선의 초기 기울기는 Non-PG 말뚝의 제하-재재하 곡선의 기울기와 매우 유사한 것을 확인하였다. 따라서, 만약 일반 말뚝의 선단지지거동을 알수 있다면, PG 말뚝의 지지거동 예측이 어느 정도 가능할 수 있을 것으로 판단되었다.
- 7 mm 가 발생하였다. 즉, 동일 하중에서 포스트그라우팅 적용말뚝의 선단침하량이 포스트그라우팅 미적용 말뚝의 선단침하량에 비해 상당히 감소된 것을 알 수 있었다. 한편, 주면지지력-주면변위 곡선은 포스트그라우팅 여부에 관계 없이 유사한 경향을 보였다.
- 그라우팅 장비는 고압펌프, 교반기, 고압호스, 발전기, 수조 및 물차, 디지털 유량계 등으로 구성하였다. 포스트그라우트 장비 및 그라우팅 중 계측장비 셋팅 완료 후, 유출관의 밸브를 연 상태로 유입관으로 먼저 청수를 주입하여 주입관을 세척하였으며, 그 상태에서 지속적으로 그라우트재를 주입하여 유출부로 그라우트재가 유출되는 것을 확인하였다. 이후 유출부의 밸브를 닫은 후, 단계별 압력주입을 실시하였다.
- 따라서, 만약 일반 말뚝의 선단지지거동을 알수 있다면, PG 말뚝의 지지거동 예측이 어느 정도 가능할 것으로 판단되었다. 풍화대에 근입된 대구경 현장타말뚝의 포스트그라우팅 공법은 말뚝 지지력 증강으로 인한 기초 물량 감소 측면에서 그 실용화 가능성이 충분할 것으로 보이므로 경제적인 파급효과도 매우 클 것으로 판단되었다.
- 한 편, 대안설계 상세 지반조사 중 접속교 P1 교각 위치(그림 4에서 직사각형으로 표시)에 단층파쇄대가 존재하는 것으로 확인되었다. 단층파쇄대 상의 기초 지지력 확보를 위한 대책으로 그림 4(b)에서 보는 바와 같이 ① 풍화암근입 말뚝으로 설계하되 말뚝본수 증가, ② 말뚝 선단보강그라우팅으로 본당 설계지지력 증대, ③ 말뚝길이를 증가시켜 단층파쇄대를 관통 하는 세가지 안에 대해 검토하였다.
후속연구
- 또한 외측 주입관에 대해 2단계 주입을 실시하였으나, 그라우트 유량계의 유입유량이 더 이상 증가하지 않았으며, 이것으로부터 내·외측 유공관의 노즐이 모두 막힌 것으로 판단하고 2단계 주입을 종료하였다. 2차 주입이 실패한 이유는 감압시 노즐을 통해 외부의 액상화된 토사가 관 내측으로 역류했거나, 1단계와 2단계 주입의 시간차로 인해 그라우트재의 초결이 시작되었을 가능성이 있는 것으로 추정하였으나, 보다 명확한 원인분석을 위해서는 추가분석이 필요할 것으로 생각되었다. 그림 7에는 1차 그라우트 주입중 시간에 따른 주입압력, 누적 주입량, 말뚝의 깊이에 따른 변형률을 도시하였다.
- 한 편, 그림 8의 주입압력-시간 그래프에서 알 수 있듯이 주입압을 일정값으로 조절하거나 일정압으로 장시간 유지하는 것이 매우 어려웠는데, 가장 큰 원인은 주입압에 비해 과다하게 용량이 큰 펌프를 사용했기 때문인 것으로 판단되었다. 따라서, 정밀한 주입압 조절 및 일정 주입압의 유지를 위해서 향후 바이패스 모듈(Bi-pass module) 등의 주입압 조절장치를 추가로 설치하고, 적정 용량(적정 압력과, 시간당 적정 토출량)을 가지는 주입장치로 변경하여야 할 것으로 판단되었다. 그림 7(b)에는 주입단계별, 깊이에 따른 변형률의 변화 양상을 나타내었는데, 주입압이 클 수록, 또한 게이지 설치 위치가 말뚝 선단부에 가까울수록 말뚝에 큰 변형률이 발생하는 것을 알 수 있었다.
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