† 서울과학기술대학교 철도전문대학원 철도건설공학과(쌍용건설(주)), 석사과정 E-mail : [email protected] * 한국철도기술연구원 고속철도연구본부, 선임연구원, 공학박사 ** 서울과학기술대학교 철도전문대학원 철도건설공학과, 부교수, 공학박사, 토질 및 기초기술사
철도하중을 고려한 기초구조물과 강관말뚝 연결부 거동에 관한 실험적
연구
Experimental Study on the Connection between RC Footing and Steel Pile
according to Rail loads
김정성† 김대상* 조국환**
Jung-Sung Kim Dae-Sang Kim Kook-Hwan Cho
ABSTRACT
As the connection between spread footing and pile is very important structural connection, it acts as the inter-loading medium to transfer the rail loads applied by superstructure to ground through the body pile of foundation. The experimental study is the method how to reinforce the pile cap between steel pile and footing utilizing perfobond plate with protruding keys. It were experimented on the compression punching tests and bending moment tests against the vertical loading and horizontal loadings acting on head of steel tube pipe. As a result, the tension capacity of the perfobond plate exhibited the superior performance due to the interlocking or dowel effects by the sheared keys of perfobond plate, and there were showing the sufficient strength and ductile capacity against the bending moment of horizontal loading tests. Therefore, it is judged that "the embedded method of perfobond plate in pile cap and footing" which is utilizing the shear connection of perfobond plate with protruding keys has a sufficient structural stability enough to be replaced with the current specification of reinforced method of pile cap with vertically deformed rebar against the vertical compression loads and bending moments that are able to occur in the combination structure of steel pile and the footing foundation.
1. 서론 1.1 개요 및 목적 말뚝기초를 사용하는 교량구조물, 옹벽구조물, 건축물이나 시설물 등에서 철근콘크리트 확대기초와 말뚝 간의 결합부에 적용되는 말뚝머리 보강공법은 국내 도로교설계기준(2010, 도로교통협회)이나 철도 설계기준(2004, 대한토목학회), 구조물기초구조설계기준(2009, 한국지반공학회) 등에서 그림1과 같이 말뚝과 확대기초 간의 결합부는 발생하는 모든 응력을 확실하게 전달할 수 있는 강결합 설계를 원칙으 로 하고 있다. 특히 철교나 교량 기초의 말뚝과 확대기초 결합방법은 구조물 기능을 고려하여 변위를 제한하므로 국 내 설계기준에서 강결합 방식을 채택하고 있다. 이러한 강결합부는 허용응력설계법을 적용하여 말뚝머 리(pile cap)에 작용하는 압입력, 인발력, 수평력 또는 휨모멘트에 대해 구조적 안전성을 갖도록 설계 한다. 특히 휨모멘트와 연직하중에 의한 조합하중 평가시 가상 철근콘크리트 기둥으로 가정하여 구조 안전성을 평가한다. 본 연구는 돌기를 갖는 유공강판 연결재를 확대기초와 강관말뚝 간의 결합부에 하중결합장치로 사용
한 말뚝머리 보강방법에 대한 실험적 연구이다. 본 연구 목적은 유공강판 연결재를 활용한 결합부가 상 부구조물에 작용하는 철도하중에 의해 기초구조물인 말뚝 본체를 통해 지반에 전달되는 구조적 성능과 역할을 확인․평가하는 것이다. 본 실험 연구의 내용은 돌기를 갖는 유공강판 연결재(perforated plate)을 활용하여 강관말뚝머리를 보강하는 방법에 대하여, 첫째 강관말뚝 머리부에 작용하는 수직하중에 대한 말뚝과 확대기초 간의 압발성능 평가와, 둘째 강관말뚝 머리부에 작용하는 휨모멘트에 대한 구조적 안 정성 평가를 위하여 수평재하시험을 실시한다. 그림 1. 구조 형식별 기초와 말뚝 간의 머리보강 방법
1.2 유공강판 말뚝머리공법(Crown CAP Method)
말뚝은 상부구조로부터 전달되는 모든 하중(축력, 전단력, 휨모멘트)에 저항하여야만 하며, 특히 작
용하중은 말뚝과 확대기초 간의 결합부를 통하여 전달되기 때문에, 말뚝과 철근콘크리트 확대기초 간의
결합부는 매우 중요한 하중전달부 역할을 한다. 본 유공강판 말뚝머리보강공법(perforated pile cap, 공법
명 ‘크라운캡Crown CAP 공법)은 스트립 강판에 구멍(protruding keys)을 뚫어 만든 퍼포본드(Perfobond)
와, 콘크리트에 매입 시 정착효과(anchorage)와 부착성능(bond capacity)을 높이고자 일정 간격으로 전단
돌기(sheared keys)를 둔 유공강판 연결재를 사용함으로서 보다 확실한 말뚝-기초 합성구조의 일체화를
도모한 머리보강 기술로 진보성과 신규성을 구현한 보강 기술이다.
유공강판 말뚝머리보강 기술은 확대기초와 강관말뚝 간의 강결합도를 확보하기 위해 기존에 보편적으
로 사용되는 이형철근 대신에 새로운 강판형 연결재를 사용한 것으로 그림 2와 같이 구멍과 돌기가 주
요 기술적 인자이다. 이러한 기술 인자는 강․콘크리트에서 이종재료 간의 일체성과 합성거동을 확보할
목적으로 사용되는 합성용 연결재인 퍼포본드 전단연결재(perfobond shear connector)와 동일한 기능과 성
능을 갖는다. 본 기술의 구멍과 전단돌기를 갖는 유공강판연결재(Perforated plate connector)는 기존에 합
성구조에서 사용하는 스터드 전단연결재(stud connector)와 달리 강재와 콘크리트 합성 연결부에 피로강 도와 전단저항강도를 극대화 시킨 것으로, 강관말뚝과 확대기초 콘크리트 속에 매입된 유공강판의 부착 강도를 극대화 시켜 말뚝머리를 보강하는 합성구조 공법이다. (a)전단돌기 (b)구멍과 전단돌기 (c)조립완성도 그림 2. 유공강판 말뚝머리 보강공법 (일체식 머리보강 공법, Crown CAP)
2. 실험과 분석 2.1 계획과 재료시험 유공강판 말뚝머리 보강기술의 구조적 성능평가는 축방향력인 수직압발평가와 수평재하실험을 실시하 여 휨모멘트에 대한 연결결합부의 성능 평가이다. 이들 작용 하중에 의해 저항하는 파괴모드나 최대하 중에 대한 실험결과를 기존 철도설계기준이나 도로교설계기준에서 제시하는 수직 이형철근을 이용한 머 리보강 방법과 비교하여 평가를 실시한다. 본 말뚝머리 보강방법 실험에 사용된 콘크리트의 압축강도, 강재의 항복강도 및 인장강도에 대한 각 재 료들의 역학적 성질은 직접 시험을 통해 도출하였으며, 시험 결과를 정리하여 표 1과 표 2에 나타내었다. 구 분 압축 실험체 휨 실험체
No. 1 No. 2 No. 3 No. 1 No. 2 No. 3
압축강도 (MPa) 30.82 32.48 30.19 31.88 31.72 32.10 평 균 (MPa) 31.16 31.90 표 1. 콘크리트의 압축강도 시험결과 구분 항복강도(MPa) 인장강도(MPa) 연신율(%) 강관 말뚝 SPS400 No. 1 239.7 416.5 -No. 2 245.3 421.6 -No. 3 241.2 418.3 -유공강판 연결재 SS400 (PL-8) No. 1 321.1 441.5 33.11 No. 2 323.7 443.1 34.06 No. 3 319.4 439.8 33.87 표 2. 강재의 재료 시험결과 2.2 압발성능 수직재하실험 2.2.1 계획과 실험 본 실험 연구에서는 매입식 유공강판 말뚝머리 보강구조를 적용한 강관말뚝 머리부의 압발하중 전달 메커니즘을 규명하고 전단돌기형 유공강판 연결재 적용 시 연직하중에 대한 강관말뚝 머리부의 압발내 력을 평가하기 위한 연직 재하실험을 수행하였다. 본 실험은 연직 압발하중에 대한 속채움 콘크리트와 강관간의 합성거동을 확인하고, 일정 매립깊이(=1.0D+100 mm)에 대한 유공강판 형상, 즉 전단돌기의 유무, 폐쇄형 및 개방형 구멍 등이 인발거동에 미치는 영향을 확인하고, 연직하중에 대한 콘크리트 기 초의 펀칭파괴 안전성을 검증하는 데에 목적이 있다. 실험체는 지름 406mm 강관을 이용하였으며, 표 3과 같이 상세변경에 따른 내력을 비교하기 위하여 철근망을 이용한 기존 두부보강방법 실험체(NPPC-10SB)와 6개의 유공강판을 등간격 배치한 두부보강방 법 실험체 3종류를 제작하였다. 유공강판을 이용한 두부보강 방법 실험체는 25mm 관통홀을 가진 유공 강판 실험체(NPPC-10PO), 폭 15mm와 길이 30mm의 전단보강돌기를 가진 유공강판 실험체 (NPPC-10PO-S) 및 폭 15mm와 길이 40mm의 측면 홈을 가진 유공강판 실험체(NPPC-10PU)로 구분하여 제작하였다.
표 3. 유공강판 말뚝 머리보강 공법의 압발실험체 비교 실험체명 머리 결합부(주요 구성) 유공강판 주요 형상 NPPC-10SB 수직철근 HD19 x 8개 (L=1065mm) -NPPC-10PO 유공강판 (75x800x7) x 6개 Φ25 구멍 NPPC-10PO-S 유공강판 (65x800x7) x 6개 30x15 돌기 NPPC-10PU 유공강판 (65x800x7) x 6개 40x15 측면 홈
NPPC-10SB NPPC-10PO NPPC-10PU NPPC-10PO-S
L=1065mm 1000 150 700 150 8-HD19 50 83 0 10 00 50 0 10 0 20 77 0 10 0 23 0 7-HD19 60 0 콘크 리트 충 진 깊 이 Displacement Transducer HD10@150 걸림턱 용접(두께 9t/폭 18mm) 전둘레 현장용접(모살용접 6mm) 1000 150 700 150 Displacement Transducer 70 56 0 440 1000 50 39 0 60 0 400 20 0 콘크 리트 충 진 깊이 33 6.5 153. 550 50 3-HD19 (L=700) 1000 150 700 150 Displacement Transducer 100 0 60 0 40 0 콘크 리 트 충 진 깊 이 20 0 300 100 50 50 160 26 7,5 133 560, 5 43 9,5 50 3-HD19 (L=700) 1000 150 700 150 Displacement Transducer 70 56 0 440 1000 50 39 0 60 0 400 20 0 콘 크리트 충 진 깊이 33 6. 5 153 .550 50 3-HD19 (L=700) 그림 3. 유공강판 머리보강 공법의 압발실험 실험체 규격 (a) 가력 개념도 (b) 실험 전경 그림 4. 압발실험 가력 개념도 및 실험 전경 2.2.2 실험결과 및 고찰 압발 실험은 UTM장비의 가력용량 한계를 고려하여 4500kN 까지 재하하고 실험을 종료하였으며, 실 험 결과 4500kN 재하범위에서 콘크리트 블록 균열 및 블록하면 펀칭파괴 등 외관상의 뚜렷한 파괴의 징후는 관찰되지 않았으며, 모든 실험체가 유사한 거동을 보였다. 실험중 계측된 하중-변위관계 및 하중-변형률 관계 곡선은 그림 5에 보인 바와 같다. 그림에서 변위 는 강관과 콘크리트 블록간의 상대변위를 보인 것으로서 두 개의 변위계로 계측된 변위의 평균치를 나 타낸 것이고, 변형률은 강관 외주면에 부착한 변형률계로 계측한 압축변형률을 보인 것이다. 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 0 2 4 6 8 10 DT-1 DT-2 Displacement (mm) Applied Load ( kN ) 0 1000 2000 3000 4000 5000 -1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) App lied Lo ad ( kN) 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 0 2 4 6 8 10 DT-1 DT-2 Displacement (mm) Ap pli ed Lo ad (kN) 0 1000 2000 3000 4000 5000 -1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) App lied Lo ad ( kN) (a) NPPC-10SB 실험체 (b) NPPC-10PO 실험체
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 0 2 4 6 8 10 DT-1 DT-2 Displacement (mm) Applied Loa d (kN ) 0 1000 2000 3000 4000 5000 -1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) Appl ied Load ( kN) 0 2 4 6 8 10 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 DT-1 DT-2 A p pli ed Lo ad (k N) Displacement (mm) 0 1000 2000 3000 4000 5000 -1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) Applied Loa d (kN ) S1 S2 S3 S4 S5 S6 (c) NPPC-10PO-S 실험체 (d) NPPC-10PO 실험체 그림 5. 하중-변위 및 하중-변형률 관계 곡선 그림 5의 하중-변위 관계 곡선과 같이, 기존 방법 및 유공강판 합성 방법의 모든 실험체서 동일한 초 기 강성을 보였으며, 하중이 약 2250kN에 도달하였을 때, 강성이 저하하고 2차 강성을 발현되는 동일 한 양상이 나타났다. 이 하중은 강관과 충전 콘크리트간의 부착에 의한 마찰저항력 한계하중인 것으로 판단되며, 강관과 충전 콘크리트간의 미끄러짐이 발생한 후에 강관 선단부의 콘크리트 지압파괴가 진행 됨에 따라 2차 강성이 발현되는 것임을 알 수 있다. 본 재하실험에서는 2차 강성의 기울기도 모든 실험체에 거의 동일한 양상을 보이고 있으나, NPPC-10PO-S(돌기형 유공강판 합성 방법) 실험체의 2차강성의 기울기가 가장 크고, NPPC-10SB(기존 철근망 합성 방법) 실험체의 기울기가 낮은 것으로 나타났다. 이러한 경향은 재하 종료 시점에서 더욱 두드러지게 나타남에 따라, UTM 가력한계 이상으로 재하하면서 실험을 진행한다면 극한내력에는 차이 가 있을 것으로 예상할 수 있다. 재하종료시점에서 기존 철근망 합성방법에 의한 실험체가 다른 실험체 에 비해 상대적으로 큰 변위를 보이고 있으므로 유공강판에 의한 합성방법을 적용한 실험체에 비해 상 대적으로 낮은 극한 내력을 보일 것으로 예측된다. 최대하중 4500kN에서 약 1.0~1.5mm의 변위를 보이는 것으로 계측되었으며, 콘크리트 균열 또는 하단 부 펀칭 파괴 등의 뚜렷한 파괴의 징후는 관찰되지 않았다. 2.3 휨모멘트성능 수평재하실험 2.3.1 계획과 실험 본 실험 연구에서는 매입식 유공강판과 말뚝머리 보강구조를 적용한 강관말뚝 머리부의 수평하중 전 달 메커니즘을 규명하고, 전단돌기형 유공강판 적용시 수평하중에 대한 강관말뚝 머리부의 휨내력을 평 가하기 위한 수평재하실험을 수행하였다. 본 실험은 수평하중에 대한 콘크리트 기초의 전면부 지압파괴 안전성을 검증하고 매입깊이에 대한 유공강판 형상별(돌기 유무, 폐쇄형 및 개방형 구멍 등의 형상변 화) 휨(수평)거동 안전성을 평가하는 데에 목적이 있다. 실험체는 지름 406mm 강관을 이용하였으며, 표 4와 같이 상세변경에 따른 내력을 비교하기 위하여 철근망을 이용한 기존 두부보강방법 실험체(NPPM-10SB)와 6개의 유공강판을 등간격 배치한 두부보강방 법 실험체 3종류를 제작하였다. 유공강판을 이용한 머리보강 방법 실험체는 25mm 관통홀을 가진 유공 강판 실험체(NPPM-10PO), 폭 15mm와 길이 30mm의 전단돌기를 가진 유공강판 실험체(NPPM-10PO -S) 및 폭 15mm와 길이 40mm의 측면 홈을 가진 유공강판 실험체(NPPM-10PU)로 구분하여 제작하였다. 단, 유공강판의 경우에는 강판의 폭을 75mm와 65mm로 달리하여 제작하였는데, 이는 관통홀 지름 및 돌기와 측면홈 폭을 고려하여 강판 유효폭이 모든 실험체에서 동일하게 50mm가 되도록 하기 위한 것이 다. 각 실험체의 제작 도면은 그림 6에 보인 바와 같고, 실험체 제작에 적용한 유공강판의 제원은 압발 실험체 제작시에 적용한 유공강판의 제원과 동일하다. 휨 재하실험의 가력 개념도 및 실험전경은 그림 7에 보인 바와 같다.
표 4. 유공강판 말뚝 머리보강의 압발실험체 비교 실험체명 머리 결합부(주요 구성) 유공강판 주요 형상 NPPM-10SB 철근 HD19 x 8개 (1065mm) -NPPM-10PO 유공강판 (75x800x7) x 6개 Φ25 구멍 NPPM-10PO-S 유공강판 (65x800x7) x 6개 30x15 돌기 NPPM-10PU 유공강판 (65x800x7) x 6개 40x15 측면 홈
NPPM-10SB NPPM-10PO NPPM-10PU NPPM-10PO-S
1400 200 150 700 150 200 Displacement Transducer 200 Displacement Transducer 65 0 18 0 83 0 50 10 00 13 0 150 15 0 150 70 700 800 16 5 23 5 100 500 (속채움 콘크 리트 깊이) 30 0 20 20 0 9-HD22 걸림턱 용접(두께 9t/폭 18mm) 전둘레 현장용접(모살용접 6mm) 8-HD19 L=1150 9-HD19 1400 200 200 600 200 200 200 Displacement Transducer 200 Displacement Transduc 100 70 440 1000 50 39 0 336 .5 3-HD19 (L=700) 50 50 46 0 50 0 (속채움 콘 크리트 깊 이) 300 200 700 153, 5 1400 200 200 600 200 200 Displacement Transducer 200 Displacement Transducer 100 3-HD19 (L=700) 1000 50 50 267,5 133 439,5 50 100 60 460,5 200 300 700 500 (속채움 콘크리트 깊이) 9-HD19 1400 200 200 600 200 200 200 Displacement Transducer 200 Displacement Transducer 100 70 440 1000 50 390 336.5 3-HD19 (L=700) 50 50 460
500(AUAⓒ￠￢￠c¨¡￠c ¨uOA￠´￠?o ¡¾iAI)
300 200 700 153,5 그림 6. 유공강판 머리보강 공법의 수평재하실험 실험체 규격 그림 7. 휨 실험 가력 개념도 및 실험 전경 2.3.2 실험결과 및 고찰 실험중 계측된 하중-변위관계 및 하중-변형률 관계 곡선은 그림 8에 보인 바와 같다. 그림에서 변위 는 강관 상단의 가력 중심축에서의 수평변위를 나타내며, 변형률에서 게이지 S1, S2 및 S3는 강관의 인 장측 변형률이고 게이지 S4, S5 및 S6는 강관의 압축측 변형률을 보인 것이다. 모든 실험체에서 가력방 향 후면의 콘크리트 파괴로 내력이 저하되는 파괴 모드를 보였다. 0 100 200 300 400 0 10 20 30 40 50 60 70 DT1 P Displacement, DT1 (mm) Appl ied Loa d, P ( kN ) 0 100 200 300 400 -1200 -1000 -800 -600 -400 -2000 200 400 600 800 1000 1200 S1 S2 S3 S4 S5 S6 P S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) A ppl ied Lo ad (kN ) 0 100 200 300 400 0 10 20 30 40 50 60 DT1 P Displacement, DT1 (mm) A p pl ied Load, P (kN) 0 100 200 300 400 -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 S1 S2 S3 S4 S5 S6 P Strain (x10-6m/m) Appl ied Load ( kN ) S1 S2 S3 S4 S5 S6 (a) NPPM-10SB 실험체 (b) NPPM-10PO 실험체
0 100 200 300 400 0 10 20 30 40 50 60 70 DT1 P Displacement, DT1 (mm) Ap pl ied L oad, P ( kN) 0 100 200 300 400 -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 S1 S2 S3 S4 S5 S6 P S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) Ap pl ie d Lo a d (k N) 0 100 200 300 400 0 10 20 30 40 50 60 70 DT1 P Displacement, DT1 (mm) Applied Loa d, P ( kN ) 0 100 200 300 400 -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 S1 S2 S3 S4 S5 S6 P S1 S2 S3 S4 S5 S6 Strain (x10-6m/m) Appl ied L oa d (kN) (c) NPPM-10PO-S 실험체 (d) NPPM-10PU 실험체 그림 8. 하중-변위 및 하중-변형률 관계 곡선 각 휨실험체의 하중-변위 관계 곡선을 비교하면 그림 8에 보인 바와 같다. 그림에서 보는 바와 같이 초기 강성은 기초 콘크리트 합성 방법 및 유공강판의 돌기형상과 무관하게 동일한 초기 강성을 보였으 며, 약 150kN의 하중범위까지는 모든 실험체가 동일한 초기 휨거동을 보였다. 최대내력은 표 6에 비교한 바와 같이, 철근망을 이용한 기존 두부보강 실험체의 내력이 가장 작게 나 타났고, 관통형 유공강판 보강 실험체가 가장 큰 휨내력을 보였으며, 돌기형 유공강판 및 개방형 유공 강판 보강 실험체는 유사한 내력을 보였다. 표 6. 유공강판 말뚝머리 보강 휨실험체 최대내력 비교 실험체명 최대하중 (kN) 변위 (mm) 파괴모드 NPPM-10SB 268.4 26.6 재하방향 후면부 콘크리트 박리에 의한 파괴 NPPM-10PO 331.2 28.4 NPPM-10PO-S 299.1 16.1 NPPM-10PU 282.2 7.8 돌기형 유공강판을 적용한 실험체(NPPM-10PO-S)와 원형구멍을 갖는 유공강판을 적용한 실험체 (NPPM-10PO)는 기존방법에 비하여 각각 11% 및 23% 최대 내력이 증가하는 것으로 나타났으며, 이러한 내력차이는 NPPM-10PO 실험체에 대해서는 폭 75mm의 유공강판을 사용하여, 다른 실험체의 유공강판 폭 65mm에 비해 큰 폭의 강판을 사용했기 때문인 것으로 판단된다. 개방형 구멍을 갖는 유공강판 실험체(NPPM-10PU)의 경우, 실험체 제작오차로 강관이 직립되도록 제 작되지 않아 다른 유공강판 실험체에 비하여 낮은 최대하중을 보였으나 기존 방법에 비하여 향상된 휨 거동을 보이는 것으로 판단된다. 파괴모드는 모든 실험체에 대하여 후면부 콘크리트의 박리 파괴로 나타났으며, 전면부 콘크리트 지압 파괴는 뚜렷하게 나타나지 않았다. 후면부 콘크리트 균열 및 박리는 약 60도 범위의 방사형으로 발생하 였으며, 전면부 지압에 의한 균열은 관찰되지 않았다. 3. 결론 본 연구에서는 매입식 유공강판 말뚝머리 보강구조에 적용하는 전단돌기형 유공강판의 전단성능 평가 와 유공강판 말뚝머리 보강방법의 구조적 안정성 평가를 위하여 수직재하실험과 수평재하실험을 수행하 였다. 1) 수직재하실험 결과, 4500kN 재하범위에서 콘크리트 블록 균열 및 블록하면 펀칭파괴 등의 외관상의 뚜렷한 파괴의 징후는 관찰되지 않았으며 유사한 거동 양상을 보였다. 모든 실험체서 동일한 초기 강성을 보였으며, 하중 2250kN에서 강성이 저하된 후 2차 강성을 발현되었다. 최대하중 4500kN에서 약 1.0~1.5mm의 변위가 발생하였고, 콘크리트 균열 또는 하단부 펀칭 파괴 등의 뚜렷한 파괴의 징후
는 관찰되지 않았다. 2) 수평재하실험 결과, 모든 실험체의 동일한 초기 강성을 보였으며, 약 150kN의 하중범위까지는 동일 한초기 휨거동을 보였다. 최대내력은 기존 철근을 활용한 머리보강방법으로 보강한 실험체의 내력이 가장 작게 나타났고, 관통형 유공강판 보강 실험체가 가장 큰 휨내력을 보였으며, 돌기형 유공강판 및 개방형 유공강판 보강 실험체는 유사한 내력을 보였다. 3) 전단돌기형 유공강판을 활용한 매입식 유공강판 말뚝머리 보강방법에 대한 수평 및 수직 재하시험 결과, 유공강판 돌기에 의한 쐐기효과로 우수한 전단합성능력이 나타났으며 휨모멘트에 대하여 충분 한 강도 및 연성능력을 확보한 것으로 나타나 기존 철근망을 활용한 말뚝머리 보강공법 이상의 구조 적 안정성을 확보한 것으로 판단된다. 참고문헌 1. 대한토목학회, 도로교표준시방서, 1996, 2000 2. 한국도로교통협회, 도로교설계기준, 2005, 2010 3. 대한토목학회, 철도설계기준(철도교편, 노반편), 2004 4. 한국지반공학회, 구조물기초설계기준, 2009 5. 건설도서편집부역, 철근콘크리트의 새로운 설계도표, 건설도서,1989 6. 한국강구조학회, 부분합성 강관말뚝구조의 하중전달 거동 특성 연구, 2002.1 7. 한국강구조학회, 볼트식 부분합성 강관말뚝 머리보강 구조의 성능 평가, 2006.6 8. 김영호, “걸림턱을 이용한 강관말뚝 머리 결합부의 구조특성에 관한 실험적 연구”, 대한건축학회 학술발표대회 논문집, 제22권 제1호, 2002.4 9. 김영호, “강관말뚝 머리결합부의 미끄럼 방지턱에 관한 하중전달 메카니즘 연구”, 한국구조물진 유지관리학회, 제8권 제1호, 2004.1 10. 이흥길, 오세욱, “훅타입 말뚝두부보강 기초의 안정성 평가”, 한국지반환경공학회 논문집, 제8권 제3호, 2007.6 11. 大志万, 和也, 福井次郞(1985), 新くい鋼管杭の杭頭結合方法, 土木技術資料, Vol.27-1
