A Study for Improved Design Criteria of Composite Pile Joint Location based on Case Analysis

† Doctor’s Course, Department of Civil Engineering, University of Seoul (Corresponding Author : [email protected])

사례 분석을 통한 복합말뚝 이음위치의 설계 기준식 개선 연구

A Study for Improved Design Criteria of Composite Pile Joint Location based on Case Analysis

황 의 성

^†

Received: November 27

, 2018; Revised: December 6

, 2018; Accepted: February 17

, 2019

ABSTRACT : Composite pile, which is composed of the steel pipe pile in which the large horizontal force acts and the PHC pile in which the small horizontal force acts by a special connecting devices, is being commercialized as a base material for civil engineering structures. The core of such a composite pile can be said to be a design criterion for estimating the joint position and stability of the connection device between steel pipe pile and PHC pile. In Korea, there is no precise specification for the location of composite pile joints. In the LH Design Department (Korea Land & Housing Corporation, 2009), “Application of composite pile design and review of design book marking” was made with reference to Road Design Practice Volume 3 (Korea Expressway Corporation, 2001).

this is used as a basis of the design of the composite pile. It can not be regarded as a section change of the composite pile, so it has a limitation in application. Therefore, In this study, we propose a design criterion for the location of the section of the composite pile (joint of steel pipe pile and PHC pile) and evaluate the stability and economical efficiency of it by using experimental method and analytical method. Analysis of composite pile design data installed in 79 domestic bridges abutment showed that the stresses, bending moments, and displacements acting on the pile body and connection of the pile were analyzed. Through the redesign process, it was confirmed that the stresses generated in the connecting device occur within the allowable stress values of the connecting device and the PHC pile. In conclusion, the design proposal of composite pile joint location through empirical case study in this study is an improved design method considering both stability and economical efficiency in designing composite pile.

Keywords : Composite pile, Field load test, Joint location, Design criteria, Proposal of design formula, Economic

요 지 : 복합말뚝(Composite Pile)이란, 수평력이 크게 작용하는 구간에는 강관말뚝, 작게 작용하는 구간에는 PHC말뚝을 특수한 연결 장치로 결합한 말뚝으로서 토목 구조물의 기초 재료로써 상용화되는 추세에 있다. 이러한 복합말뚝의 핵심은 강관말뚝과 PHC 말뚝을 연결하는 연결 장치의 안정성과, 이음 위치를 산정하는 설계기준이라고 할 수 있는데 국내에서는 복합말뚝 이음부 위치에 대한 정확한 시방규정이 없어서, LH 설계처(한국토지주택공사, 2009)에서는 도로설계요령 제3권(한국도로공사, 2001)을 참고하여 작성한 “복합말뚝 설계적용 및 설계도서 표기 방안 검토”를 복합말뚝 설계의 기준으로 사용해 오고 있지만 복합말뚝의 단면변화라 고 볼 수 없어 적용에 한계성을 가지고 있는 실정이다. 이에 따라 본 연구에서는 복합말뚝의 단면 변화부(강관말뚝과 PHC말뚝의 이음부) 위치에 대한 설계기준을 제안하고 이에 대한 안정성 및 경제성을 검토하고자 실험적인 방법과 해석적인 방법을 이용하여 연결장치에 대한 안정성을 검증하였으며, 국내 교량공사 교대 79개소에 시공된 복합말뚝 설계자료를 분석하여 말뚝 본체 및 이음부 에 작용하는 응력, 휨모멘트, 변위 등의 경향성을 파악하였고, 개선식이 적용된 재설계 과정을 통해 이음부에서 발생한 응력들이 연결장치와 PHC말뚝의 허용응력 수치 내로 발생하는 것을 확인하였다. 결론적으로 사례분석을 통한 복합말뚝 이음위치의 설계 제안식은 복합말뚝을 설계함에 있어서 안정성과 경제성을 모두 고려한 개선된 설계기법임을 알 수 있었다.

주요어 : 복합말뚝, 재하시험, 이음부 위치, 설계기준, 제안식, 경제성 Journal of the Korean Geo-Environmental Society

20(3): 21～30. (March 2019) http://www.kges.or.kr

ISSN 1598-0820 DOI https://doi.org/10.14481/jkges.2019.20.3.21

1. 서 론

경제 규모의 확장으로 국가 산업이 점차 발전해 나갈수 록 사회 인프라를 구축하기 위한 대형･초고층 구조물의 건 설이 증가함에 따라 상부의 큰 하중을 하부의 암반지지층까 지 안전하게 전달하는 특수말뚝이 사용되고 있다. 이를 위

하여 최근에는 기존 말뚝의 성능을 개선하여 경제적이고 안 정성을 확보할 수 있게 하는 복합말뚝에 대한 연구가 활발 히 이루어지고 있다.

복합말뚝(Composite Pile)이란, 수평력이 크게 작용하는 구간에는 강관말뚝, 작게 작용하는 구간에는 PHC말뚝을 특 수한 연결 장치로 결합한 말뚝으로서 토목 구조물의 기초

재료로써 상용화되는 추세에 있다. 이러한 복합말뚝의 핵심 은 강관말뚝과 PHC말뚝을 연결하는 연결 장치의 안정성과, 이음 위치를 산정하는 설계기준이라고 할 수 있는데 국내에 서는 복합말뚝 이음부 위치에 대한 정확한 시방규정이 없어 서, LH 설계처(한국토지주택공사, 2009)에서는 도로설계요 령 제3권(한국도로공사, 2001)을 참고하여 작성한 “복합말 뚝 설계적용 및 설계도서 표기 방안 검토”를 복합말뚝 설계 의 기준으로 사용해 오고 있지만 엄격하게 말하면 말뚝의 단면변화라고 볼 수 없어(국립한경대학교 건설공학연구소, 2006) 적용에 한계성을 가지고 있는 실정이다.

이에 따라 본 연구에서는 현장재하시험 및 수치해석을 통해 복합말뚝 이음부의 안정성을 검증하고, 국내에서 설계 한 복합말뚝 설계 자료를 조사하여 파악된 응력 및 변위에 대한 허용율과 제안식을 적용한 재설계(redesign)로 개산된 허용율의 비교･분석을 통해 제안식의 안정성을 평가해서, 경제적이고 효율적인 복합말뚝 이음위치의 설계기준식을 제시하고자 한다.

2. 재하시험 및 수치해석을 통한 복합말뚝 성능 평가

2.1 개요

복합말뚝의 안정성을 평가하고자 다양한 연구가 여러 연구 자에 의해 진행되어 왔으며, 가장 대표적으로 복합말뚝의 안 정성 검증을 하기 위한 현장시험은 말뚝재료에 대한 검증시 험인 휨강도시험(Bending Test)과 지반과의 시험인 수평재하 시험으로 크게 구분되어 질 수 있다. 이에 본 연구에서는 복 합말뚝의 핵심인 강관말뚝과 PHC말뚝의 이음부의 안정성 을 평가하기 위해서 복합말뚝 이음방식 중 무용접 방식(스 크류 방식, 볼트 방식)에 대해서는 휨 강도시험을 실시하였 으며, 용접 방식은 기존 연구자의 연구데이터를 참조하였다.

휨강도시험으로 측정된 복합 재료 간의 재료 한계를 검 증해보고, 수평재하시험을 통해 토질조건이 반영된 상태에 서의 수평저항력을 측정하여 재료 한계성을 파악하고, 수평 방향 허용지지력을 계산한 후 수치해석(L-pile)을 통해 말뚝 의 수평거동 검증을 통해 종합적으로 복합말뚝의 수평거동 을 비교･분석을 한다.

2.2 휨강도시험

복합말뚝의 휨강도시험(Bending Test)을 통해 실측 값을 측정해보고 타 연구자들의 수치와 비교･검토과정을 통해 복합말뚝의 이음부 검증과 재료 한계 값을 확인하였다.

말뚝 휨강도시험은 복합말뚝의 접합부에 대한 건정성 여 부를 확인하기 위한 굽힘 균열시험으로, 순환(cyclic)하중 적용 시 복합말뚝 이음부에서 발생하는 거동에 대한 평가를 PHC말뚝의 파괴 시까지 하중을 가하여 수행하였다

휨강도시험의 재하하중이 78.3kN 이상이면 Eq. (1)과 같 이 PHC말뚝(직경 500mm, A-Type) 균열 휨모멘트(

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여기에서 W는 PHC말뚝의 질량(kN), L은 PHC말뚝의 길이 (m), P는 하중(kN)을 나타낸다.

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휨강도시험 결과 Table 1에서와같이 무용접 복합말뚝(볼 트체결방식 : NCP)의 경우 117.7kN을 재하 했을 때 말뚝 접합부에 균열이 발생하였으며, 그때 처짐 10.0mm 발생 잔 류 처짐(탄성 처짐) 3.6mm 발생하였다. 이때의 PHC말뚝(직 경 500mm, A-Type)의 균열 휨모멘트 기준이 103.0kN･m임 을 감안한다면 휨 시험 재하하중이 117.7

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무용접 복합말뚝(스크류 체결방식 : PNP)의 경우 122.6



(3)). 176.6kN 재하 하였을 때 PHC파일은 파괴양상이 나타 났으며, 약 40cm의 균열이 발생하였다. 이는 225.6kN･m로 PHC말뚝의 파괴모멘트인 155.0kN･m보다 안전 측에 있어 이음부에 대한 안전성은 확보된 것으로 판단된다.

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용접방식으로 체결을 했을 경우 Eq. (4)와 같이 131.4kN･m 의 모멘트 작용 시 PHC표면에 미세 크랙이 발생하기 시작 하였고 모멘트가 증가할수록 휨균열에 의한 PHC말뚝의 파 괴가 진행되었지만, 강관말뚝과 PHC말뚝의 이음부에서는 163.8kN･m의 모멘트에서도 파괴 및 균열의 징후가 없었으

Table 1. Bending strength test with various types of composite pile Classification Non-welding method

(Bolt fastening)

Non-welding method

(Screw fastening) Welding method

Bending moment

test (KS F 4306)

Crack

117.7 kN loading : 10 mm tensile crack

generation

122.6 kN loading : 11 mm tensile crack

generation

101.0 kN loading : tensile crack

generation

Destruction

At 215.8 kN loading, cracking of about 15.0 cm of signature crack occurred and it

was destroyed.

At 176.6 kN loading, cracking of about 40.0 cm of signature crack occurred and it

was destroyed.

No sign of fracture at 163.8 kN ･m, which is greater than 155.0 kN ･m PHC failure bending moment

0 20 40 60 100 80 120 140 160 180 200 220 240 260 280

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Load (K N)

Deflection (mm)

NCP PNP1 PNP2 PHC1 PHC2

Destruction Load (KS F 4306)

Crack Load (KS F 4306)

Fig. 1. Loading ­ deflection graph (Composite pile vs PHC pile)

* NCP : Non-welding Composite Pile (Bolt fastening method), PNP : Non-welding Composite Pile (Screw fastening method), PHC : Pretensioned spun high strength concrete pile

며, 이는 용접복합말뚝의 이음부에 대한 보강 및 결합방법 이 휨모멘트에 대해서 안전성을 확보한 것으로 판단된다(국 립한경대학교 건설공학연구소, 2006).

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복합말뚝과 PHC말뚝의 휨강도시험 데이터를 상호 비교 하여 나타난 Fig. 1에서 보여지는 바와 같이 균열하중인 78.3



서 처짐량이 서서히 올라가는 경향을 볼 수 있었다. 이는 연결철물이 급격한 소성 파괴를 잡아주는 역할을 하고 있다 고 판단된다. 또한 PHC말뚝 본체에서 파괴가 발생 시에도 PHC말뚝과 강관말뚝의 이음부 및 강관말뚝에서는 항복징 후가 발생하지 않았다.

따라서, 복합말뚝 설계 시 PHC말뚝의 균열 및 파괴 휨모 멘트에 상응하는 하중을 바탕으로 이음위치를 결정해도 안 정성에는 문제가 없다고 판단된다.

2.3 수평재하시험

포항 OO현장의 복합말뚝 기초에 대한 안정성을 평가하 고자 매입공법(SDA공법)으로 시공한 후 수평재하시험을 실

Composite pile construction foreground Horizontal loading test view Pile head protection device Fig. 2. Loading ­ deflection graph (Composite pile vs PHC pile)

Load ­ displacement LogP ­ LogS

32.53mm

S ­ LogT P ­ dS/d(Logt)

Fig. 3. Results of horizontal loading test (Composite pile)

뚝과 PHC말뚝을 함께 시험하였다(Fig. 2). 시험 시 복합말 뚝의 이음부 조립의 효율과 이상 유무를 체크하였고, 말뚝 별 지지거동 및 지지력을 비교 분석하여 공학적 자료로 활 용하였다.

수평재하시험은 반력 방식에 따라 여러 가지 방식이 있 으나 말뚝 간 반력을 이용하여 인접한 2~3개의 시공된 말뚝 의 반력을 이용하여 재하 하였으며, 시험말뚝내부는 가력된 하중에 의해 국부적인 파손, 좌굴 등이 생기지 않도록 Fig.

2와 같이 “+”두부보강장치로 보강하여 편심이 발생하지 않 도록 주의를 기울여서 시험하였다(한국지반공학회, 2010).

설계하중의 두 배 하중을 최대시험하중으로 계획시험하 는 방식으로 하였으며, 계획하중 이후 변위가 15.0mm 이상, 재하 장치가 허용하는 최대 값인 150.1kN(복합말뚝), 143.2

kN(강관말뚝)까지 재하하였다.

수평재하시험은 Fig. 3과 같이 복합말뚝의 최대재하하중 은 150.1kN까지 재하 하였으며, 이때의 변위량은 32.53mm 로 나타났다. 도해법(graphical method)에 의한 항복하중은 나타나지 않았으며, 허용수평변위인 15.0mm 일때의 수평 지지력은 90.3kN으로 측정되었다. 시험 하중 이내에서 복 합말뚝 이음부에는 이상 징후가 발견되지 않았다.

또한 강관말뚝은 최대 143.2kN까지 재하 하였으며, 이때 의 변위량은 41.43mm로 나타났다. 도해법에 의한 항복하중 은 나타나지 않았으며, 허용수평변위인 15.0mm 일 때의 수 평지지력은 85.3kN으로 측정되었다.

복합말뚝에 높은 하중을 재하 하였음에도 수평변위가 강 관말뚝보다는 작게 나타났으며, 오히려 허용지지력은 5kN 더 크게 나타났음을 알 수 있었다(Fig. 4).

41.43mm

Fig. 4. Load ­ displacement (Composit pile vs. Steel pile)

Soil-pile profile Moment vs. Depth Deflection curves Shear vs Depth Fig. 5. Result of L ­ pile program analysis

2.4 수치해석을 통한 성능 평가

L-pile 프로그램은 횡방향 하중을 받는 단일 말뚝의 거동 을 해석하는 프로그램으로 횡방향 하중에 대하여 말뚝이 받 는 전단력과 휨모멘트를 산정할 수 있으며, 깊이에 따른 지 반 비선형 거동을 예측할 수 있다. 해석 값으로는 말뚝 깊이 별 p-y curve와 말뚝의 처짐, 휨모멘트, 전단력 및 수평하중 등을 계산할 수 있다.

본 연구에서 사용한 p-y curve는 점성토에는 Matlock 사 질토에는 Reese, 암반에는 Reese가 각각 제안한 함수식을 사용하였다. 말뚝 두부에 작용하는 힘은 지지력 공식에 의 하여 계산한 값인 수평력 92.2kN, 연직력 1057.5kN을 적용 하였으며, 지반조건은 수평재하시험 시 조사한 시추 주상도 를 바탕으로 해석하였다. 해석결과는 Fig. 5와 같이 복합말 뚝의 두부에 발생하는 변위 : 5.87mm, 모멘트 : 165.12kN･m, 전단력 : 92.2kN이 발생하였으며, 평균 이음위치인 5.4m에 서의 변위 : 0.00005mm, 모멘트 : 30kN･m, 전단력 : 18.3

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2.5 결과 분석

휨강도시험 결과는 PHC말뚝의 균열하중인 78.3kN에서 의 복합말뚝의 처짐량을 보면 4.1~6.0mm 발생하였으며, 용 접 복합말뚝은 101kN, 무용접 복합말뚝은 117.7~122.5kN 재하 시 인장균열이 발생한 것으로 보아 복합말뚝 연결장치 의 평균 수평저항력은 113.8kN으로 측정되었다.

수평재하시험 결과는 15mm변위 기준으로 복합말뚝의 허 용 수평력은 90.3kN으로 측정되었으며, 비교군인 강관말뚝 의 허용 수평력은 85.3kN으로 측정되었다. 수치해석상 허 용 수평력은 92.2kN으로 계산되어 비슷한 경향을 보였다.

수치해석(L-pile) 결과 말뚝두부의 변위 : 5.87mm, 모멘 트 : 165.12kN･m, 전단력 : 92.2kN이 발생하였다. 수평재하 시험 결과와 비교해 보면 두부변위는 다소 차이가 있으나 수 평력은 비슷하게 나타났다. 이음위치에서의 모멘트 : 30kN･m, 전단력 : 18.3kN이 발생되었으며, 휨강도시험결과와 비교 했을 때 상당히 안전 측임을 확인할 수 있었다.

결과를 종합해 보면 설계이론 값, 휨강도시험 값, 수평재 하시험 값과 수치해석이 비슷한 경향이 나타남을 알 수 있 으며, 직경 500mm 복합말뚝의 허용 수평력은 90.3~13.8kN 으로 파악된다. 이때 복합말뚝의 강관말뚝과 PHC말뚝의 연 결장치에 있어서 항복징후가 발견되지 않는 점을 확인할 수 있었으며, 이를 복합말뚝의 한계치에 반영하여 설계기준을 정할 수 있었다.

3. 복합말뚝 설계자료 분석

3.1 개요

국내 교량에 적용된 복합말뚝(Composite Pile)현장 교대

Table 2. Analysis of displacements of composite piles

Classification Fix Hinge

Minimum 1.3 2.2

Maximum 10.9 14.9

Average 5.2 7.5

Fig. 6. Correlation between pile characteristics (β) and steel pile length

Table 3. Maximum shear and shear stress tables Classification 500mm

(9t)

500mm (12t)

600mm (9t)

600mm (12t)

Shear (kN)

Minimum 36.74 54.40 101.84 62.35

Maximum 142.75 162.45 180.76 153.87 Average 81.90 114.39 129.00 122.28 Shear

stress (MPa)

Minimum 6.83 2.14 15.72 6.77

Maximum 26.55 21.27 27.91 16.71

Average 15.23 14.85 19.92 13.42

Allowable shear

stress (MPa) 76~80 76~120 80~120 78~80

79개소에 대한 복합말뚝 설계자료를 검토하여 복합말뚝에 설계된 강관말뚝길이와 지반변형계수

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

복합말뚝 설계기준은 도로설계요령 제3권(한국도로공사, 2001)을 참고하여 LH 설계처(한국토지주택공사, 2009)에 서 “복합말뚝 설계적용 및 설계도서 표기 방안 검토”를 제 시하였다. 복합말뚝의 강관말뚝 길이는

·

 

3.2 강관말뚝 길이 분포

복합말뚝길이 7.5~41.9m 중 강관말뚝길이는 2.9~7.9



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= 1.9, 표준편차

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3.3 설계 핵심인자 분석

복합말뚝의 설계에 있어 중요한 요소(factor)인 지반변형 계수

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써 정의된다. 말뚝 특성 값



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3.4 최대 전단력 및 전단응력 분석

복합말뚝에 작용하는 최대 전단력 및 전단응력을 분석해 보았다. 직경 500mm와 600mm로, 두께는 9t와 12t로 구분었 으며, 응력 검토 시 강관말뚝의 부식두께 2mm는 공제하여 계산하였다. 최대 전단력은 Table 3에서 보여지는 바와 같이 직경 500mm : 142.75~162.45kN, 직경 600mm : 153.87~

180.76kN이 발생하였다. 전단응력은 최대 27.91MPa, 평균 14.90MPa가 발생되어 최대 허용전단응력 대비 34.9%, 평 균 18.6%를 사용하고 있다.

전단력만을 고려한다면 강관말뚝의 두께를 9t로 사용해 도 무방하지만, 휨응력 검토 시 안전성을 검토하는 과정에 서 강관말뚝의 두께가 중요한 인자(factor)로 사용되었기 때 문에 강관말뚝의 두께를 12t로 설계한 것으로 판단된다.

3.5 최대 휨모멘트 및 휨응력 분석

복합말뚝에 작용하는 최대 휨모멘트 및 휨응력를 분석해

Table 4. Maximum bending moment and bending stress table Classification

500mm (9t)

500mm (12t)

600mm (9t)

600mm (12t) Fix Hinge Fix Hinge Fix Hinge Fix Hinge Bending

moment (kN)

Min. 25.16 35.57 28.54 43.64 44.00 59.41 46.17 46.01 Max. 54.92 73.67 140.9 116.0 98.27 105.5 187.6 139.2 Aver. 42.73 51.36 84.77 85.27 75.95 75.25 108.2 101.7 Bending

stress (MPa)

Min. 76.81 52.16 116.4 65.42

Max. 126.9 131.4 175.4 124.9

Aver. 111.44 100.42 145.86 100.41

Allowable bending stress

(MPa)

133~140 133~140 140~190 136.5~140

Table 5. Stress analysis table on composite pile joints

Classification

Deflection (mm)

Shear force (kN)

Moment (kN･m)

Shear stress (MPa)

Bending compression

stress (MPa) Fix Hinge Fix Hinge Fix Hinge  





500

Min. 0.02 0.02 3.37 4.88 3.85 2.07 0.01 0.85 8.8 19.0 Max. 0.66 1.00 17.7 24.3 35.7 43.1 0.65 0.85 16.8 20.0 Aver. 0.21 0.43 10.7 16.1 20.3 22.1 0.31 0.85 13.3 19.7

600

Min. 0.03 0.15 4.68 8.33 9.99 7.62 0.11 0.85 11.4 19.5 Max. 0.32 0.66 16.0 25.5 41.2 48.6 0.34 0.85 16.2 20.0 Aver. 0.15 0.37 12.0 18.4 25.4 27.5 0.24 0.85 13.3 19.9

보았다. 말뚝머리 고정조건과 힌지조건 시의 휨모멘트 및 휨응력을 검토하였으며, 응력 검토 시 강관말뚝의 부식두께 2mm는 공제하여 계산하였다.

최대 휨모멘트는 Table 4에서 보여지는 바와 같이 직경 500mm : 54.92~140.9kN･m, 직경 600mm : 98.27~187.6kN･m 이 발생하였다. 휨응력은 최대 131.4MPa와 175.4MPa가 발 생되어, 기본적인 강관말뚝인 SPS400의 재질을 사용할 경 우 허용 휨응력 : 140MPa 이내로 설계를 했고, 휨응력이 과 다하게 발생한 교대(2개소) 부분은 SPS490재질의 특수강관 말뚝을 사용하여 190MPa의 높은 허용 휨응력으로 설계를 하였으며, 최대 허용응력대비 92.1%, 평균 74.1%를 사용하 고 있다.

3.6 복합말뚝 이음부 응력 분석

복합말뚝 직경 500mm, 직경 600mm의 이음부에 작용하 는 변위, 전단력, 휨모멘트, PHC말뚝에 작용하는 전단응력 과 휨압축응력을 말뚝머리의 해석조건인 고정과 힌지로 구 분하여 분석하였다.

아래 Table 5에서 보여지는 바와 같이 복합말뚝 이음부 최대변위는 직경 500mm에서 최대 1.00mm 발생하였다. 이 음부 최대 변위 1.00mm는 휨 강도 시험 시 말뚝 본체에 하

중 33kN을 가했을 때와 같다. 말뚝 본체의 균열 시와 비교 해 보면 PHC말뚝의 기준균열하중 80kN에서의 처짐량은 복합말뚝이 4.1~6.0mm로 발생하였고, 기준균열하중을 넘 어선 100kN 재하때에 균열이 1.00mm가 발생한 것을 고려 하면, 복합말뚝 이음부에 작용하는 변위 값은 충분히 작은 수준이라고 판단된다.

이음부에 발생하는 최대 전단력은 직경 500mm : 24.3kN, 직경 600mm : 25.5kN 발생하였다. PHC말뚝의 KS기준 전 단강도가 직경 500mm : 228.6



이음부에 발생하는 최대 휨모멘트는 직경 500mm : 43.1 kN･m, 직경 600mm : 48.6kN･m 발생하였다. PHC말뚝의 KS기준 균열모멘트가 직경 500mm : 103.0kN･m, 직경 600 mm : 166.8kN･m인 것을 고려해보면, 각각 허용 값의 41.9%, 29.2% 값을 사용하고 있음을 알 수 있다.

복합말뚝의 이음부에서 발생하는 변위, 최대전단력, 최대 휨모멘트는 힌지 조건일 때가 고정 조건일 때보다 다소 크 게 나타나는 경향을 보였다.

이음부 최대 전단응력은 직경 500mm : 0.65MPa, 직경 600mm : 0.34MPa가 발생하였으며, 평균 전단응력은 0.31 MPa, 0.24MPa로 나타났으며, 이음부 휨압축응력은 직경 500mm : 최대 16.8MPa, 직경 600mm : 최대 16.2MPa가 발 생하였으며, 평균 압축응력은 13.3MPa로 나타났다.

위와 같이 이음부에서 발생되는 전단응력, 휨압축응력을 허용 값와 비교하였을 때 전단응력은 최대 76.5%, 평균 35.3%, 휨압축응력은 최대 84.5%, 평균 66.9%의 수준으로 설계가 되고 있었으며, 이는 상당히 안전 측으로 설계가 진 행되고 있음을 알 수 있었다.

결과적으로 복합말뚝 이음부에서 발생하는 최대 전단력 과 최대 모멘트, 전단응력과 휨압축응력의 값은 이음부 수 치해석 결과와 비교해 보았을 때 복합말뚝 이음부의 안정성 에는 문제가 없다는 것을 확인할 수 있었고, 매우 안정 측으 로 복합말뚝 설계가 이뤄지고 있어 좀 더 경제적인 설계가 가능함을 확인할 수 있었다.

4. 복합말뚝 설계 제안식 적용성 분석

4.1 개요

LH 설계처(한국토지주택공사, 2009)에서 제시한 복합말 뚝 이음부 위치 결정기준을 근거로 설계된 자료를 분석해 본 결과 복합말뚝 이음부 위치에서 발생한 전단응력 값은 허용전단응력 값 대비 최대 76.5%, 평균35.3%이며, 휨응력

Table 6. Stress analysis table on composite pile joints [Proposed formula]

Classification

Deflection (mm)

Shear force (kN)

Moment (kN･m)

Shear stress (MPa)

Bending compression

stress (MPa) Fix Hinge Fix Hinge Fix Hinge  





500

Min. 0.01 0.01 0.62 0.89 0.34 1.35 0.01 0.85 9.45 19.0 Max. 1.43 0.96 21.2 32.4 52.2 62.6 0.65 0.85 19.6 20.0 Aver. 0.34 0.25 8.84 17.5 26.2 34.3 0.39 0.85 15.2 19.7

600

Min. 0.03 0.04 3.61 6.60 11.6 11.0 0.15 0.85 12.1 19.5 Max. 0.75 0.34 19.1 30.2 52.0 76.8 0.40 0.85 17.3 20.0 Aver. 0.23 0.20 11.9 21.9 35.3 45.1 0.32 0.85 14.5 19.9

Fig. 7. Shear stress vs Permissible shear stress at joint (Abutment) - [Proposed formula]

Fig. 8. Bending stress vs Permissible bending stress at joint (Abutment) - [Proposed formula]

값은 허용휨응력 대비 최대 84.5%, 평균 66.9%임을 확인하 였다. 이에 따라 복합말뚝의 경제적 효율성 극대화를 위한 새로운 제안식의 필요성을 인지하고 여러 문헌과 다양한 시 도의 설계를 통해 새로운 방법을 모색하던 중 말뚝 단면변 화와 위치를

·

위의 제안식을 기존 설계 자료에 적용하여, 발생된 변위, 전단력, 휨모멘트 및 전단응력과 휨압축응력을 허용 응력 값과 검토하여 안정성 및 경제성을 확인하였다.

4.2 제안식이 적용된 이음부 응력 분석

복합말뚝의 이음부 위치를

·

Table 6에서와같이 복합말뚝의 이음부 최대변위는 직경 500mm : 최대 1.43mm, 직경 600mm : 최대 0.75mm발생하 였다. 기존 설계에서 발생한 변위최대 1.0mm, 0.6mm와 비 교해 보면 0.15~0.43mm 증가한 것으로 나타났다. 앞서 실 시한 휨강도시험 시 PHC말뚝의 기준균열하중 73.3kN에서 의 처짐량이 4.1~6.0mm로 발생한 것과 비교해보면 안전 측 임을 확인할 수 있다.

이음부에 발생하는 최대 전단력은 직경 500mm : 32.4kN 발생하였고, 직경 600mm : 30.2kN･m 발생하였다. PHC말 뚝의 KS기준 전단강도가 직경 500mm : 228.6kN, 직경 600 mm : 311.0kN인 것을 고려해보면, 각각 허용 값의 14.2%, 9.7%를 사용하였다. 이는 기존설계에서 허용 값의 10.7%, 8.2%를 사용된 것과 비교해 보면 1.5~3.5% 증가되었지만 안전 측임을 확인할 수 있다.

이음부에 발생하는 최대 휨모멘트는 직경 500mm : 62.6 kN･m 발생하였고, 직경 600mm : 76.8kN･m 발생하였다.

PHC말뚝의 KS기준 균열휨모멘트가 직경 500mm : 103.0 kN･m , 직경 600mm : 166.8kN･m인 것을 고려해보면, 각 각 허용 값의 60.8%, 46.1%를 사용하였다. 이는 기존설계 에서 허용 값의 41.9%, 29.2%를 사용된 것과 비교해 보면 16.9~18.9% 증가되었지만 안전 측임을 확인할 수 있다.

Fig. 7에서와같이 이음부 최대 전단응력은 직경 500mm : 0.65MPa, 직경 600mm : 0.40MPa, 평균 0.38MPa가 발생 되어, 최대 전단응력 대비 허용전단응력의 76.5%, 평균 44.7%

를 사용하고 있다. 기존 설계인 최대 0.65MPa, 평균 0.30MPa 와 비슷한 경향을 보였다.

Fig. 8에서와같이 이음부 최대 휨압축응력은 직경 500 mm : 19.61MPa, 직경 600mm : 17.37MPa, 평균 15.10MPa 가 발생되었으며, 최대 압축응력 대비 허용 압축응력의 98.1%, 평균 75.5%에 해당된다. 이는 기존 설계 시에 발생한 최대 압축응력 16.89MPa, 평균 13.38MPa, 최대 허용율 84.5%, 평균 66.9%와 비교해 보면 효율성 있는 설계라고 판단된다.

Table 7에서와 같이 복합말뚝 교대 이음위치 설계식에 기존식과 제안식을 적용했을 때, 제안식이 다소 높은 경향 을 보였지만 허용 값 이내로 발생되어 안전 측임을 확인하 였고, 동시에 좀 더 경제적인 설계가 가능함을 확인할 수 있었다.

Table 7. Stress comparison table when applying existing formula vs proposed formula

Classification Existing formula Proposal formula Allowed value

φ500 φ600 φ500 φ600 φ500 φ600

Deflection (mm)

1.0

(24.4%) - 1.43

(34.9%) - 4.1 -

Shear force (kN)

24.36 (10.6%)

25.57 (8.2%)

32.48 (14.2%)

30.27

(9.7%) 228.6 311.0 Moment

(kN ･m) 43.17 (41.9%)

48.67 (47.3%)

62.62 (60.8%)

76.84

(46.1%) 103.0 166.8 Shear stress

(MPa)

0.65 (76.5%)

0.34 (40.0%)

0.65 (76.5%)

0.4

(47.1%) 0.85 0.85 Bending

compression stress (MPa)

16.89 (84.5%)

16.29 (81.5%)

19.61 (98.1%)

17.37

(86.9%) 20.0 20.0

4.3 제안식의 안정성 검증

복합말뚝 이음부에서 발생하는 응력들에 대해 복합말뚝 의 연결장치와 PHC말뚝 본체가 버텨야 함은 당연하며, 이 러한 복합말뚝의 안정성 검토를 복합말뚝의 설계기준과 현 장시험결과 및 수치해석결과의 비교를 통해 실시하였다 (Table 8). 휨강도시험과 수평재하시험을 수행해 본 결과 이 음부에서는 문제가 없는 것으로 나타났다. 또한 제안식을 적용한 재설계(redesign) 과정을 통해 발생한 이음부에서의 응력들이 연결장치와 PHC말뚝의 허용응력 수치 내로 발생 하는 것을 확인하였으며, 이를 통해 제안식의 안정성을 검 증할 수 있었다.

Table 8. Comparison of design criteria of composite pile and field test results, numerical analysis results

Classification Design value Allow value Remarks

Shear force (kN)

18.30 (  ­  ) 24.36 (Existing formula) 32.48 (Proposal formula)

113.8 (Bending test)

157.0 (Numerical analysis) OK

Moment (kN･m)

30.00 ( ­  ) 43.17 (Existing formula) 62.62 (Proposal formula)

147.4 (Bending test)

141.9 (Numerical analysis) OK

Shear stress (MPa)

0.65 (Existing formula)

0.65 (Proposal formula) 0.85 OK

Bending compression stress (MPa)

16.89 (Existing formula)

19.61 (Proposal formula) 20 OK

5. 결 론

본 논문은 현재 복합말뚝 이음위치에 대한 설계기준이 정 확히는 복합말뚝의 단면변화에 대한 설계기준이라고 볼 수 없는 문제점을 파악하였다. 이에 따라 복합말뚝 이음부에 대 해 재하시험을 통해 안정성을 확인하고, 기존 복합말뚝 설

계 자료를 분석하여 복합말뚝에 작용하는 변위 및 응력을 파악한 후 복합말뚝의 단면 변화부(강관말뚝과 PHC말뚝의 이음부) 위치에 대한 개선식이 적용된 재설계(redesign) 과 정을 거쳐 안정성과 경제성을 검토한 복합말뚝 이음위치의 설계기준식에 대한 개선 연구 결과를 얻을 수 있었다.

(1) 휨강도시험 결과 균열 휨모멘트를 상회하여 인장 균열 이 발생하였고, 파괴 휨모멘트를 상회하여 사인장 균열 이 발생하여 파괴에 이르렀다. 이때 하부의 PHC말뚝에 서 파괴가 발생하였음에도 이음부에서는 항복 징후가 발생하지 않아 복합말뚝 이음부의 안정성에는 문제가 없는 것으로 나타났다.

(2) 수평재하시험 결과 수평력은 복합말뚝 90.3kN, 비교군으 로 시험한 강관말뚝은 85.3kN 측정되었고, 수평변위는 복합말뚝 32.53mm, 강관말뚝 41.43mm가 발생하였다.

(3) L-pile을 이용하여 복합말뚝을 해석한 결과 말뚝두부의 변위 : 5.87mm, 모멘트 : 165.12kN･m, 전단력 : 92.2kN 이며, 평균 이음위치인 5.4m에서의 변위 : 0.00005mm, 모멘트 : 30kN･m, 전단력 : 18.3kN이 발생하는 것으로 나타났다. 이는 수평재하시험결과 두부 변위는 다소 차 이가 났으나 전단력 및 모멘트는 설계 값과 유사한 것 으로 나타났다.

(4) 설계에 적용된 지반변형계수





  





 ·ln 

(5) 복합말뚝의 이음부에 작용하는 최대변위는 1.00mm 발 생하였고, 최대 전단응력은 허용 전단응력의 76.5%, 최 대 휨압축응력은 허용 휨압축응력의 84.5%로서 상당히 안전 측으로 설계되고 있는 것으로 분석되었다.

(6) 이음부 위치에서의 최대 변위량은 기존 설계에서 발생 한 최대 변위와 비교해 보면 0.15~0.43mm 증가하였으 며, 최대 전단력은 1.5~3.5% 증가되었고, 최대 휨모멘 트는 16.9~18.9% 증가된 것으로 분석되었다. 전단응력 은 기존 설계와 비슷한 경향을 보였고, 휨압축응력의 허용율은 기존식 적용 시에 평균 66.9%, 최대 84.5%, 제안식 적용 시에 평균 75.5%, 최대 98%로서 제안식을 적용하는 설계가 좀 더 효율적이라고 판단된다.

(7) 본 논문에서는 복합말뚝의 단면변화(강관말뚝과 PHC 말뚝의 이음부) 위치에 대한 설계기준을 “

_ ^ ·

증하였고, 경제적인 설계가 가능한 연구 결과를 도출하 였다. 따라서, 본 제안식을 복합말뚝의 설계에 적용한다 면 보다 더 효과적인 결과를 얻을 수 있을 것으로 사료 된다.

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