A Numerical Analysis Study for Estimation of Ultimate Bearing Capacity and An Analysis of the High Capacity Bi-directional Pile Load Tests of the Large-diameter Drilled Shafts

대구경 현장타설말뚝의 대용량 양방향 말뚝재하시험 분석 및 극한지지력 추정을 위한 수치해석 연구

A Numerical Analysis Study for Estimation of Ultimate Bearing Capacity and An Analysis of the High Capacity Bi-directional Pile Load

Tests of the Large-diameter Drilled Shafts

남 문 석

¹⁾

²⁾

³⁾

⁴⁾

^†

Nam, Moonsuk ･ Kim, Sangil ･ Hong, Seokwoo ･ Hwang, Seongchun ･ Choi, Yongkyu

ABSTRACT : The high capacity bi-directional pile load test is an optimum pile load test method for high-rised buildings. Especially, a high pressure and double-acting bi-directional pile load testing, a special type of the high capacity bi-directional pile load test, is the most practical way to overcome limitations of loading capacities and constraints of field conditions, which was judged to be a very useful test method for requiring high loading capacities. Total of 2 high capacity bi-directional pile load tests(P-1 and P-2) were conducted in high-rised building sites in Korea. Based on the field load test results, the sufficiency ratio of loading capacities to design loads for P-1 and P-2 were 3.3 and 2.1, respectively. For P-2, the load test could not verify the design load if 1-directional loads applied slightly smaller than the actual applied load. Also, high capacity bi-directional pile load tests were difficult to determine an ultimate state of ground or piles, although the loads were applied until their maximum loads. Hence, finite element analyses were conducted to determine their ultimate states by calibrating and extrapolate with test results.

Keywords : Extremely high loading capacity, Bi-directional high pressure pile load test(BDH PLT), High rise building, Ultimate bearing capacity, Numerical analysis

요 지 : 초고층 건축물 기초의 고용량 하중 지지능력을 확인할 수 있는 가장 현실적인 방안인 고유압방식의 고용량 양방향 말뚝재 하시험을 2개 현장에서 실시하였다. 고유압 복동식 양방향 말뚝재하시험은 정재하시험 시 재하용량 한계와 현장조건의 제약을 극복 할 수 있는 가장 현실적인 방안으로 볼 수 있었으며 고용량이 필요한 시험말뚝에 대한 재하시험에 매우 유용한 시험방법으로 판단 되었다. 2개의 사례에서 계산된 설계하중 충족비는 각각 3.3, 2.1이었으므로 사례(P-2)에서 1방향 재하하중을 다소 작게 재하하였더 라면 말뚝기초의 안정성을 실증적으로 확인하지 못하였을 것으로 판단되었다. 초고용량의 양방향 말뚝재하시험에서 설정한 최대하 중까지 재하하더라도 말뚝 및 지반의 극한상태를 확인하는 것은 쉽지 않았으므로 대구경 현장타설말뚝의 극한지지력을 추정하기 위하여 2개의 고용량 대구경 현장타설말뚝에 대한 수치해석을 실시하였다.

주요어 : 초고용량, 양방향 말뚝재하시험, 초고층 건축물, 극한지지력, 수치해석

1) 정회원, 한국도로공사 도로교통연구원 책임연구원 2) 비회원, 한국양방향말뚝재하시험협회 사무국장

한국지반환경공학회 논문집

제12권 제10호 2011년 10월 pp. 63～72

1. 서 론

대형 토목 및 건축 구조물에 대한 수요가 늘어남에 따라 상부구조물에서 구조물 기초에 작용하는 하중이 커져가고 있고, 이러한 대형 구조물의 기초로서 대형말뚝의 사용이 점점 늘어나고 있는 추세이다. 대형말뚝 사용 시 지지력을 확인하기 위하여 일반적으로 수행하는 말뚝정재하시험 (conventional static pile load tests)의 경우 신뢰도가 높다는 장점이 있으나, 재하용량의 한계를 극복할 수 없다는 단점이

있다. 이에 대한 대안으로 양방향 말뚝재하시험 (Bi-directional Pile Load Test, BD PLT)이 개발되었고, 이 중에 하나인 오 스터버그셀 시험(O-cell test)(Osterberg, 1986)이 현재 세계 적으로 널리 사용되고 있다. 오스터버그셀 시험은 저압 방 식의 단동식 재하장치를 사용하고 있어 하중 재하 종료 후 셀 장치 내부에 빈 공간이 발생하게 된다. 이 빈 공간을 그 라우트로 채우더라도 채움부의 건전성 확보가 쉽지 않거나, 그라우팅 자체가 어려울 수 있어 사용말뚝에서는 장기적인 안정성이 문제가 될 수 있다. 또한, 초고용량이 필요한 경우

(a) 단동식 저압 O-cell (b) 단동식 저유압잭

(c) 단동식 수압잭 (d) 복동식 고유압잭

그림 1. 재하완료 후 각 재하장치의 장치내부 및 말뚝내주의 그라우팅된 모습

재하용량을 충족하기 위하여 실린더 개수의 증가로 실린더 의 배치 및 설치상의 문제가 발생할 수도 있다. 이러한 저압 단동식 양방향 말뚝재하시험의 불안정성을 극복하기 위하 여 고유압 복동식 양방향 재하시험장치를 개발하였다. 고유 압 복동식 양방향 재하장치를 사용할 경우 경제성 확보뿐만 아니라 재하용량의 한계도 극복할 수 있는 장점이 있으며, 또한 사용말뚝의 품질안정성을 확보할 수 있다. 본 연구에 서는 초고용량 초고층 건축물 기초의 지지력과 침하량을 확 인하기 위하여 양방향 고유압 말뚝재하시험법을 초고층 건 축물의 대구경 현장타설말뚝기초에 적용하여 구한 결과를 분석하였으며 2개 말뚝기초에 대한 수치해석을 실시하여 고용량 대구경 현장타설말뚝의 극한 지지력을 추정하였다.

2. 양방향 고유압 말뚝재하시험법

2.1 개요

양방향 말뚝재하시험(BD PLT)은 사용압력의 크기에 따 라 저압시험과 고압시험으로 구분할 수 있다.

기존 저압방식의 양방향 말뚝재하시험에서는 다음과 같 은 문제점들이 발생할 수 있었다.

① 말뚝재하시험 후 실린더 내부에 빈 공간 발생

② 실린더 개수 증가로 인한 실린더 배치 곤란

③ 재하용량의 확보를 위한 실린더 개수 증가로 인한 단 가 상승

양방향 고유압 말뚝재하시험에서는 100MPa 이상의 고압 유압잭과 주변 장치를 사용함으로써 저압 시험 시 발생하는 상기의 문제점들을 해결할 수 있었다. 단동식 실린더의 경 우 재하시험 종료 후 발생된 재하장치 내부의 잔류 공간 제 거에 어려움이 있으나 복동식 실린더를 이용하여 이러한 문 제들을 해결할 수 있었다. 또한, 고압(100MPa 이상)의 유압 잭을 사용하면 유압잭 단면이 동일할 경우 저압 실린더보다 많은 하중 능력을 확보할 수 있는데 따라서 고압력을 사용 하면 재하용량을 충족시키기 위하여 필요한 실린더의 개수 를 줄임으로서 실린더 배치를 원활하게 할 수 있고 설치상 의 애로를 해결할 수 있었다.

특히 외국에서는 시험말뚝에 대하여 말뚝재하시험을 수 행하는 것이 일반적이므로 단동식 재하장치를 사용하더라 도 문제가 없으나, 국내의 경우 사용말뚝에 대하여 말뚝재 하시험을 직접 수행하고 있는 경우가 대부분이므로 복동식 재하장치의 사용이 더욱 필요한 실정이다.

2.2 재하시험 종료 후 처리

사용말뚝의 경우 재하장치 내부에 빈 공간을 잔류시키지 않는 장치를 사용하는 것이 가장 좋지만 단동식 장치를 사 용할 경우 장치내부에 잔류하는 빈 공간을 확실한 방법으로 채워야 하고 채움부의 건전성을 확인할 수 있어야 한다.

사용말뚝의 경우 말뚝내부에 잔류된 빈 공간을 일반적으 로는 포틀랜트 시멘트 페이스트로 그라우팅을 하지만 말뚝 부재의 강도가 40MPa 이상일 경우 고강도 조강 시멘트 페 이스트로 충분하게 충진시켜야 한다. 충진 후에는 채움부의 충진여부를 적절한 방법으로 확인하여야 한다. 국내에서 사 용하고 있는 양방향 말뚝재하시험장치들에 대한 하중재하 종료 후의 처리상태를 그림 1에 나타내었다.

2.3 국내 사례를 통한 재하용량의 크기 분석

그림 2에는 계획재하용량에 대한 시험횟수를 나타내었 다. 여기서 사용한 사례들은 국내에서 수행된 것들이며 2003년～2010년도까지 국내에서 수행되어진 사례들을 모 두 망라하는 것은 쉽지 않았다. 그림 2의 범례에 나와 있는 하부재하장치는 1단재하장치 및 2단재하장치의 하부재하장 치를 의미하며 상부재하장치는 2단재하장치의 상부재하장 치를 의미한다. 여기서 국내에서 수행한 재하시험에서 계획 재하용량은 20～40MN이 대부분이었으며, 40～80MN의 계 획재하용량은 1

～

그림 2. 일방향 계획재하용량에 따른 재하용량의 크기 분석

(a) 재하장치 평면도

(b) 재하장치 및 축하중계측용 센서의 설치 위치도

(c) 말뚝 선단부에 설치된 재하장치 사진 그림 3. 선단부에 재하장치가 설치된 현장 사례(P-1)의 개요

현장에서 설계목적으로 시험말뚝에 대하여 이루어진 초고 용량 재하시험사례로 볼 수 있어 일반적으로 실시되는 양방 향 말뚝재하시험 사례로 보는 것은 쉽지 않은 것으로 판단 되었다. 따라서 1단으로 재하장치를 설치하는 재하시험의 경우 편의상 60MN 이상의 재하용량을 고용량으로 구분할 수 있었으며, 80MN 이상의 재하하중을 초고용량으로 구분 해 볼 수 있었다.

3. 초고용량 양방향 고유압 말뚝재하시험 적용사례 및 분석

3.1 재하장치가 말뚝선단부에 위치한 사례(P-1)

3.1.1 개요

본 현장은 3동(A, B, C동)으로 이루어진 대규모 주상복합 아파트 건설 현장으로 지상 70

～

본 시험에 사용된 재하장치의 평면도, 재하장치 및 축하 중계측용 센서의 설치위치도 및 시험장치를 그림 3에 나타 내었다.

3.1.2 재하시험 수행

양방향 고유압 말뚝재하시험에서는 ASTM D1143-81 (1994)에서 규정하고 있는 완속표준재하시험방법과 반복재

하방법을 혼합한 형태로 실시하였고, 하중 재하 주기는 표 1 과 같이 계획하였다.

변위 측정용 변위봉(Telltale)을 탐사관내에 삽입하고 작 업대 및 고정보(Reference beam)를 설치 후 장비의 이동 및

표 1. 사례(P-1)에서 계획된 하중재하주기표

주기 1방향 재하하중 (MN)

1 0 → 5 → 10 → 15 → 20 → 25 → 30 → 35 → 40 → 30

→ 20 → 10 → 0 → Next

2 0 → 10 → 20 → 30 → 40 → 45 → 50 → 50 → 55 → 60

→ 65 → 70 → 75 → 80 → 60 → 40 → 20 → 0

(a) 시간에 따른 하중재하 곡선

(b) 시간에 따른 상향/하향변위 곡선 그림 4. 사례(P-1)의 재하시험 측정결과

(a) 재하주기별 하중 - 상향/하향변위 곡선

(b) 재하단계별 하중-최종변위 곡선

(c) 등가하중 - 침하량 곡선

(d) 수정등가하중-침하량 곡선

그림 5. 사례(P-1)의 재하시험 결과 및 등가하중-침하량 곡선

험을 수행하였다.

본 시험말뚝은 구조물 기초로 사용되는 말뚝이었으므로 말뚝체의 파손과 과도한 변위발생에 대하여 주의하면서 시 험을 수행하였다. 하중재하는 2개 재하주기로 이루어졌으 며 80MN의 최대재하하중에서 상향변위 20.8mm, 하향변위 31.5mm로 나타났다. 시간에 따른 재하하중을 그림 4(a)에 나타내었으며, 시간에 따른 상향변위와 하향변위를 그림 4(b)에 나타내었다.

3.1.3 재하시험 결과 분석

그림 5(a)에는 양방향 재하시험의 재하주기의 각 하중단 계에 따른 상향/하향변위를 도시하였으며, 그림 5(b)에는 각 재하단계에서의 최종변위를 도시하였다. 말뚝 몸체의 변형 을 무시하면 말뚝두부에 하중재하 시 주면과 선단에서의 침 하량은 같다. 그림 5(b)에서 동일한 상향 및 하향변위에 상응

하는 순주면마찰하중 및 선단하중을 합하여 등가하중으로 환산한다. 여기서 순주면마찰하중은 측정된 주면마찰하중 에서 말뚝의 부양자중을 빼주면 된다. 이렇게 하여 구한 등 가하중과 변위량을 좌표로 나타낼 수 있다. 이 좌표들을 연 결하여 도시하면 그림 5(c)와 같은 등가하중-침하량 곡선이 된다. 이 등가하중-침하량 곡선에서는 최대등가실험하중

그림 6. 사례(P-1)의 축하중전이 측정 결과

그림 7. 실험적인 하중전이해석방법 개요

(a) t-z 곡선

(b) q-z 곡선

그림 8. 사례(P-1)에서 각 지층의 t-z/q-z 곡선

2가지 가정에 의하여 구할 수 있으나 실험결과와 가정에 의 하여 구하여 지기 때문에 실증적인 결과라고는 할 수 없으 므로 활용 시 주의를 요한다. 이 등가하중-침하량 곡선은 정 재하시험 결과에 비하여 침하량이 과소평가되어지는 경우 가 많으므로 이를 보완하기 위하여 수정등가하중-침하량 곡 선(Peng 등, 1999)을 계산할 수 있는데 이를 그림 5(d)에 나 타내었다.

양방향 말뚝재하시험에서는 장치상부의 주면마찰력과 장치하부의 저항력(선단지지력 또는 선단지지력+장치 하부 주면마찰력)을 상호 반력으로 사용함으로서 별도의 반력시 스템이 없이 시험을 수행할 수 있는 장점이 있다. 따라서 재 하장치 상부의 지지력과 하부의 지지력을 분리하여 측정할 수는 있으나 말뚝 주면부 각 위치에서의 주면마찰력의 크기 는 측정할 수 없으므로 각 지층의 하중지지특성을 확인하기 위해서는 시험말뚝체 내 임의 깊이에 축하중계측용센서를 설치하여 하중전이 양상을 파악하여야 한다. 본 시험에서는 10개소 깊이를 선정하여 각 깊이에는 4개의 센서를 설치하 였으며(그림 3(b) 참조), 하중단계별로 측정된 마찰력분포도 를 그림 6에 나타내었다.

하중전이해석방법은 하중전이함수방법, 실험적인 방법, 유한요소방법의 3가지를 들 수 있는데(최용규, 1989) 여기 에서는 축하중을 측정하였으므로 실험적인 하중전이방법에 의하여 단위주면마찰응력(t) 및 단위선단지지응력(q)를 분 석하였다. 실험적인 하중전이해석방법의 개요를 그림 7에 나타내었다.

각 심도별 마찰지지응력은 식 (1)을 이용하여 계산할 수 있으며, 각 말뚝 요소의 변위는 식 (2)를 이용하여 계산할 수 있다.

_ ⋅_

__{  }

 ⋅_

_

(1)

_ _{ } _ 

__

(2)

여기서,











실험적인 하중전이해석방법으로 구한 각 지층에서 발휘 된 평균단위주면마찰응력(t)-말뚝변위(z) 곡선을 그림 8(a)

표 2. 사례(P-2)에서 계획된 하중재하주기표

주 기 1방향 재하하중 (MN)

1 0 ⇒ 7.5 ⇒ 15.0 ⇒ 22.5 ⇒ 26.25 ⇒ 30.0 ⇒ 15.0 ⇒ 0

⇒ Next

2 0 ⇒ 15.0 ⇒ 30.0 ⇒ 37.5 ⇒ 45.0 ⇒ 52.5 ⇒ 60.0 ⇒ 45.0

⇒ 30.0 ⇒ 0 ⇒ Next

3 0 ⇒ 22.5 ⇒ 45.0 ⇒ 52.5 ⇒ 60.0 ⇒ 67.5 ⇒ 75.0 ⇒ 82.5

⇒ 90.0 ⇒ 75.0 ⇒ 60.0 ⇒ 45.0 ⇒ 0 ⇒ Next

4

0 ⇒ 30.0 ⇒ 60.0 ⇒ 67.5 ⇒ 75.0 ⇒ 82.5 ⇒ 90.0 ⇒ 97.5

⇒ 105.0 ⇒ 112.5 ⇒120.0 ⇒ 105.0 ⇒ 90.0 ⇒ 75.0 ⇒ 60.0 ⇒ 0 ⇒ End

일반도 상판

단면도 하판

(a) 재하장치 평면도

(b) 재하장치 및 축하중계측용 센서의 설치 위치도

(c) 말뚝 선단부에 설치된 재하장치 사진 그림 9. 재하장치가 중간부에 설치된 현장사례(P-2)의 개요

3.2 재하장치가 말뚝선단부가 아닌 위치에 설치된 사례(P-2)

3.2.1 개요

현장타설 콘크리트말뚝(직경 : 2,500mm, 공법 : R.C.D.)

은 풍화암층을 관통하고 연암에 소켓되어 시공되었다. 설계 시 연암 11m 소켓 부분의 허용주면마찰력은 48.6MN, 연암 의 허용선단지지력은 30MN으로 검토되었다((주)새길이앤 씨, 2007). 따라서, 설계하중을 충분하게 확인할 수 있도록 하기 위하여 최대용량이 20MN인 실린더 6개로 구성하여 최대재하용량을 120MN으로 하였다. 또한 설정한 재하용량 까지 재하를 하기 위하여 재하장치의 상부와 하부의 반력을 균등하게 활용하여야 하는데 이를 위하여 현장지반조건을 고려하여 재하장치를 선단부에서 2m 상부에 설치하였다.

따라서 재하장치를 하부철근망의 하단으로부터 2m의 상부 에 고정시키고 변위측정용 강봉(telltale)을 상판에 2개, 하판 에 2개를 설치하여 상판, 하판의 변위를 측정하도록 하였다.

본 시험에 사용된 재하장치의 단면도, 재하장치 및 축하중 계측용 센서의 설치위치도, 시험장치를 그림 9에 나타내었 다((주)지테크, 2008).

3.2.2 재하시험 수행

양방향 고유압 말뚝재하시험에서는 ASTM D1143-81(1994) 에서 규정하고 있는 완속표준재하시험방법과 반복재하방법 을 혼합한 형태로 실시하였고, 하중 재하 주기는 표 2와 같 이 계획하였다.

변위 측정용 변위봉(Telltale)을 탐사관내에 삽입하고 작 업대 및 고정보(Reference beam)를 설치 후 장비의 이동 및 주변 말뚝시공작업에 의한 영향을 최소화 하고자 야간에 시 험을 수행하였다.

본 시험말뚝은 사용말뚝이었으므로 말뚝체의 파손과 과 도한 변위발생에 대하여 주의하면서 시험을 수행하였다. 하 중재하는 3개 주기로 이루어졌으며 90MN의 최대재하하중 에서 상향변위 16.9mm, 하향변위 24.7mm로 나타났다. 본 시험말뚝이 사용말뚝임을 감안하여 3주기, 최대 90MN까지 하중을 재하하고 시험을 종료하였다.

시간에 따른 재하하중의 측정 결과 및 시간에 따른 상향 변위 및 하향변위의 측정 결과는 사례(P-1)의 경우와 같이

(a) 재하주기별 하중 - 상향/하향변위 곡선

(b) 재하단계별 하중-최종변위 곡선

(c) 등가하중 - 침하량 곡선

(d) 수정등가하중-침하량 곡선

그림 10. 사례(P-2)의 재하시험 결과 및 등가하중-침하량 곡선

그림 11. 사례(P-2)의 축하중전이 측정 결과

3.2.3 재하시험 결과 분석

사례 1에서와 동일한 방법으로 하여 재하주기별 재하하 중-상향/하향변위 곡선, 재하단계별 재하하중-최종변위 곡

선, 등가하중-침하량 곡선, 수정등가하중-침하량 곡선을 그 림 10의 (a), (b), (c), (d)에 각각 나타내었다.

지층별 하중지지특성을 확인하기 위해서는 시험말뚝체 에 심도별 축하중센서를 설치하여 하중전이시험을 수행하 였는데 12개 깊이를 선정하여 각 깊이에서는 4개의 센서를 설치하였다(그림 9(b) 참조). 측정된 주면마찰력의 분포도를 그림 11에 나타내었다.

실험적인 하중전이해석방법으로 구한 각 지층에서 발휘 된 평균단위주면마찰응력(t)-말뚝변위(z) 곡선 및 단위선단 지지응력(q)-말뚝변위(z) 곡선을 사례(P-1)말뚝에서와 같이 그림 8과 같은 형태로 도시할 수 있는 데 지면 관계상 생략 하였다.

3.3 초고용량 양방향 말뚝재하시험 사례 분석

초고용량의 양방향 말뚝재하시험 2개를 성공적으로 수행 하였는데 각각 1방향으로 80MN, 90MN의 초고용량 하중을 재하하였으며 최대등가실험하중으로는 132MN, 163MN까 지 재하할 수 있었다. 양방향 말뚝재하시험에서 재하용량 분석 시 재하용량증가비(기준변위에서 작용된 1방향 재하 하중과 최대등가시험하중과의 비), 재하하중증가비(최대등 가시험하중을 1방향최대 재하하중으로 나눈 값), 설계하중 충족비(최대등가시험하중을 설계하중으로 나눈 값) 등의 개 념을 사용할 수 있는데 이들 중 설계하중충족비는 2.0이상 이어야 말뚝기초의 안정성을 실증적으로 확인할 수 있게 된 다(최용규, 2009). 2개의 사례에서 계산된 재하용량증가비 는 각각 1.7, 1.4이었으며 재하하중증가비는 각각 1.7, 1.8이 었고 설계하중충족비는 3.3, 2.1이었다. 따라서 2번째 사례 에서 1방향재하하중을 90MN보다 작게 재하하였다면 말뚝 기초의 안정성을 실증적으로 확인하지 못하였을 것으로 판 단되었다. 대구경 현장타설말뚝의 설계지지력을 크게 상향 시켜가고 있는 추세에 따라 초고용량의 양방향 말뚝재하시

그림 12. PLAXIS 요한요소 해석의 유한요소망 및 경계조건

(a) 사례(P-1)

(b) 사례(P-2)

그림 13. PLAXIS에 의한 상판과 하판의 하중-변위 곡선의 해석

연구는 큰 의미를 가지는 것으로 볼 수 있었다.

초고용량의 양방향 말뚝재하시험에서 설정한 최대하중 까지 재하하더라도 말뚝 및 지반의 극한상태를 확인하는 것 은 쉽지 않았다. 대구경 현장타설말뚝기초의 경우 극한지지 력은 일반적으로 말뚝직경의 1% 내외에 해당하는 변위에 서 발현되는 것으로 가정하는데 그림 8 및 11에서 볼 수 있 듯이 최대재하하중에서도 말뚝직경의 1%까지 변위를 유발 시킬 수가 없었으며 따라서 말뚝 또는 지반의 지지능력을 극한상태까지 확인하는 것은 곤란하였다.

4. 수치해석을 통한 극한지지력 추정

앞서 언급된 사례(P-1)과 사례(P-2)의 초고용량 양방향 말뚝재하시험에서 설정한 최대하중까지 재하하더라도 말뚝 및 지반의 극한상태를 확인하는 것은 쉽지 않았다. 따라서 본 양방향 재하시험결과에 대한 수치 역해석을 통하여 본 말뚝들의 극한지지력을 추정해 보았다. 수치해석은 2차원 지반공학 전용 유한요소해석 프로그램인 Plaxis(PLAXIS, 1998)를 이용하였다. 현장타설말뚝과 지반은 6절점 삼각형 축대칭 요소로 모델링하였고, 반경방향 변위는 말뚝 중심축 으로부터 4L 이내로 구속하고 연직방향 변위는 말뚝 선단 아래 2L 위치 이내로 구속하는 경계조건을 그림 12와 같이 설정하였다. 또한, 보다 정밀한 해석결과를 얻기 위하여 그 림 12와 같이 현장타설말뚝 중심축으로부터 말뚝길이(L)의 0.8배 이내의 높은 응력구배 영역에서는 미세한 요소가 사 용되었다(Hassan, 1994). 현장타설말뚝의 본체는 등방, 균 질, 탄성체로 가정하였고, Hassan(1994)이 제안한 포와슨비 0.15를 사용하였다. 지반 모델로는 탄 ․ 소성 모델인 Mohr- Coulomb 모델이 사용되었고 지반변수의 특성치에 대한 입 력치를 표 3에 요약하였다. 또한, 지반과 말뚝 사이의 분리 현상을 모사하기 위하여 지반과 말뚝 경계에 인터페이스 요 소를 추가하였다.

수치해석을 통하여 2개 대구경 현장타설말뚝의 양방향 고유압재하시험에 대한 역해석을 실시하였으며, 해석에 의 한 하중-변위 곡선을 그림 13과 같이 실험결과와 함께 도시 하였다. 여기서 수치해석은 실험치를 가장 잘 적합시킬 수 있도록 시행착오 방법으로 수행되었으며 계산된 상판 및 하 판의 하중-변위 곡선은 실험결과와 잘 부합되었다.

이렇게 검증된 모델에 기초하여 양방향재하시험을 정적 압축재하시험으로 묘사한 수치해석을 수행하였는데, 이는 양방향재하시험을 통하여 얻어진 등가하중-침하량 곡선에 서 얻지 못한 말뚝의 극한지지력을 산정하기 위함이었다.

여기서, 수치해석에서 말뚝, 지반(흙 및 암반)에 대한 모든 입력치는 양방향 말뚝재하시험의 수치해석 시 사용한 입력 치와 동일하게 하였다. 이와 같은 정적 압축재하시험에 대 한 수치해석에서 얻어진 하중-침하량 곡선과 양방향 재하시 험 결과에서 구한 등가하중-침하량 곡선을 비교하여 그림 14에 나타내었다. Davisson(1972) 방법을 이용하여 수치해 석에서 구한 하중-침하량 곡선으로부터 사례(P-1)과 사례 (P-2)의 극한지지력은 각각 300MN 및 370MN으로 추정할

표 3. PLAXIS 유한요소 해석에 사용된 재료 특성치의 입력값

Site

Identifi-

cation Model Depth

(m)

γsat

(kN/m³) ν E

(MPa)

c

(kPa) ( °)

사례 (P-1)

Fills Mohr-

Coulomb 0.0～13.0 18.0 0.35 1.5 1.0 25

Weathered Soils Mohr-

Coulomb 13.0～19.5 19.0 0.30 9.8 5.0 20

Weathered Rocks Mohr-

Coulomb 19.5～41.5 20.9 0.30 300.0 100.0 25

Soft Rock Mohr-

Coulomb 41.5～116.5 25.0 0.25 600.0 1,500.0 45

Shafts Linear Elastic 13.0～47.5 23.0 0.15 29,360.0 - -

사례 (P-2)

Fills Mohr-

Coulomb 0.0～9.2 18.0 0.35 1.5 1.0 25

alluviums Mohr-

Coulomb 9.2～25.8 17.0 0.30 10.0 500.0 30

Weathered Rocks Mohr-

Coulomb 25.8～29.1 20.9 0.30 300.0 100.0 30

Soft Rock Mohr-

Coulomb 29.1～116.5 25.0 0.25 750.0 1,500.0 45

Shafts Linear Elastic 18.5～40.1 23.0 0.15 29,360.0 - -

그림 14. PLAXIS에 의한 등가하중-침하량 곡선의 해

수 있었고, 이와 상응하는 침하량은 각각 127.5 및 171.1mm 로 추정할 수 있었다.

5. 결언 및 제언

본 연구에서는 초고층 건축물 기초의 고용량 하중 지지능 력을 확인할 수 있는 가장 현실적인 방안인 고유압방식의 양 방향 말뚝재하시험을 2개 현장에서 실시하고 수치해석을 실 시하였으며 그 결과를 분석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 고유압 복동식 양방향 말뚝재하시험은 정재하시험 시 재하용량 한계와 현장조건의 제약을 극복할 수 있는 가 장 현실적인 방안으로 볼 수 있었으며 고유압 복동식 양 방향 재하장치는 재하 후 재하장치 내부에 빈 공간을 잔

류시키지 않으므로 사용말뚝의 재하시험에 효율적으로 사용될 수 있었으며, 재하용량을 크게 늘일 수 있었으므 로 고용량이 필요한 시험말뚝에 대한 재하시험에 매우 유용한 시험방법으로 판단되었다.

(2) 초고용량의 양방향 말뚝재하시험 2개를 성공적으로 수 행하였는데 각각 1방향으로 80MN, 90MN의 초고용량 하중을 재하하였으며 최대등가실험하중으로는 132MN, 163MN까지 재하할 수 있었다. 2개의 사례에서 계산된 재하용량증가비는 각각 1.7, 1.4이었으며 재하하중증가 비는 각각 1.7, 1.8이었고 설계하중충족비는 3.3, 2.1이 었으므로 사례(P-2)에서 1방향재하하중을 90MN보다 작게 재하하였다면 말뚝기초의 안정성을 실증적으로 확인하지 못하였을 것으로 판단되었다.

(3) 초고용량의 양방향 말뚝재하시험에서 설정한 최대하중 까지 재하하더라도 말뚝 및 지반의 극한상태를 확인하 는 것은 쉽지 않았다. 본 사례의 최대재하하중에서도 말 뚝직경의 1%까지 변위를 유발시킬 수가 없었으며 따라 서 말뚝 또는 지반의 지지능력을 극한상태까지 확인하 는 것은 곤란하였다.

(4) 양방향재하시험을 통하여 추정하지 못한 말뚝의 극한 지지력을 유한요소 프로그램인 PLAXIS를 이용하여 수 치해석으로 2개의 대용량 대구경 현장타설말뚝의 극한 지지력을 추정할 수 있었다. 수치해석결과에 대하여 Davisson 방법을 적용하여 수치해석에서 구한 하중-침 하량 곡선으로부터 극한지지력을 각각 300 및 370MN 으로 추정할 수 있었고 상응하는 침하량은 각각 127.5

및 171.1mm로 추정할 수 있었다.

(5) 대구경 현장타설말뚝의 하중지지능력을 급격하게 증가 시켜가고 있는 추세에 따라 초대용량의 양방향 말뚝재 하시험 결과가 다수 축적되면 풍화대 지반 및 연암지반 에 대한 하중지지능력을 더욱 향상시킬 수 있을 것이므 로 이에 대한 추가적인 연구는 큰 의미를 가질 것으로 생각된다.

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(접수일: 2011. 7. 11 심사일: 2011. 7. 13 심사완료일: 2011. 8. 23)