Numerical Analyses on the Behavioral Characteristics of Side of Drilled Shafts in Rocks and Suggestion of Design Charts

地 盤 工 學

第26卷 第6C 號·2006年 11月 pp. 407~419

수치해석을 통한 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면부 거동특성 분석 및 설계차트 제시

Numerical Analyses on the Behavioral Characteristics of Side of Drilled Shafts in Rocks and Suggestion of Design Charts

이혁진*·김홍택**

Lee, Hyuk-Jin ^· Kim, Hong-Taek

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Abstract

Situations where support is provided solely in shaft resistance of drilled shafts are where the base of the drilled hole cannot be cleaned so that it is uncertain that any end bearing support will be developed. Alternatively, where sound bed rock underlies low strength overburden material, it may be possible to achieve the required support in end bearing on the rock only, and assume that no support is developed in the overburden. However, where the drilled shaft is drilled some depth into sound rock, a combination of side wall resistance and end bearing can be assumed. Both theoretical and field studies of the performance of rock socketed drilled shafts show that the major portion of applied load is usually carried in side wall resistance. Normal stress at the rock-concrete interface is induced by two mechanisms. First, application of a compressive load on the top of the pile results in elastic dilation of the concrete, and second, shear displacement at the rough surface of the drilled hole results in mechanical dilation of the interface. If the stiffness of the material surrounding the socket with respect to normal displacement is constant, then the normal stress will increase with increasing applied load, and there will be a corresponding increase in the shear strength. In this study, the numerical analyses are carried out to investigate the behavioral characteristics of side of rock socketed drilled shafts. The cause of non-linear head load-settlement relationship and failure mechanism at side are also inves- tigated properly and the design charts are suggested and verified for the leading to greater efficiency and reliability in the pile design.

Keywords : drilled shaft, shaft resistance, numerical analysis, behavioral characteristics, design chart

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요 지

현장타설말뚝이 주면저항력에 의해서만 지지되는 상황은 천공홀 바닥을 청소할 수 없어서 선단부 지지력의 반현 여부를 확신할 수 없을 때이다. 반대로, 신선한 기반암이 낮은 강도의 상부 재료 하부에 있는 경우는 암반에서의 선단지지력만으로 상부 하중을 지탱할 수 있으며, 상부 재료에서는 지지력 발현을 기대하지 않아도 된다. 그러나 신선암에서 일정 깊이 천공 을 실시한 경우, 현장타설말뚝은 주면저항력과 선단지지력 모두를 기대할 수 있다. 암반에 근입된 현장타설말뚝의 거동에 관 한 이론적 연구와 현장 시험을 통하여 작용 하중의 대부분이 통상 주면저항력에 의해서 지지되게 된다는 사실이 알려져 있 다. 암-콘크리트 접촉면에서의 수직응력은 두 가지 기구에 의해 증가하게 된다. 먼저, 말뚝 상부에 작용하는 압축하중에 의 해서 콘크리트는 탄성 다이레이션이 발생하고 두 번째로 거친 천공홀 표면에서 전단 변위를 통해서 접촉면의 역학적 다이레 이션이 발생되게 된다. 수직 변위에 대한 근입부 주변 물질의 강성도가 일정하면, 작용하중이 증가함에 따라서 수직응력은 증가하게 되며 따라서, 전단강도의 증가 현상이 발생하게 된다. 본 연구에서는 수치해석을 통하여 암반에 근입된 현장타설말 뚝의 주면부 거동특성을 조사하였다. 또한, 두부의 하중-침하량(선단부 침하량+말뚝의 탄성변형량) 관계가 비선형성을 띠는 원인 및 파괴기구를 충분히 조사함으로써 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면저항력에 영향을 미치는 요소들을 모두 고려하 여 국내 풍화암 및 연암에 근입되는 현장타설말뚝의 설계차트를 제시하고 이를 검증하였다.

핵심용어 : 현장타설말뚝, 주면저항력, 수치해석, 거동 특성, 설계차트

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1. 서 론

암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면저항력을 예측하는 것 은 매우 복잡한 문제이며 현재 세계적인 설계 메뉴얼에 제

시되어 있는 대부분의 방법은 극한주면저항력의 예측을 위 해서 재하시험결과와 일축압축강도의 경험적인 관계를 이용 하고 있는 실정이다 . 현재 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주

면저항력 산정 방법을 제시하고 있는 FHWA(1999),

*정회원·홍익대학교토목공학과박사후과정

(E-mail : [email protected])

**정회원·홍익대학교토목공학과교수

(E-mail : [email protected])

AASHTO(2000), NAVFAC(1986), 카나다 지반공학 지침서

(Canadian Geotechnical Society, 1992), 홍콩 GEO(Geo- technical Engineering Office, 1996) 등의 설계지침서에서는 암석의 일축압축강도를 이용하여 암반에 근입된 현장타설말 뚝의 주면저항력을 산정하는 경험적인 방법을 채택하고 있다 .

암석의 일축압축강도만을 이용하는 방법은 간단한 실내시 험을 통하여 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면저항력을 쉽 게 추정할 수 있다는 장점을 가지고 있다 . 그러나 암석의 일축압축강도만을 사용하는 것은 실제 암반의 상태를 고려 할 수 없기 때문에 RQD 를 이용하여 암반의 강도를 산출한 후 이를 주면저항력 산정에 활용하는 것은 하나의 대안이

될 수 있다 . 그러나 이 방법 또한 RQD 자체의 물리적 의

미를 확대 해석한다는 지적이 제기되었다 ( 조 등 , 2002).

RQD 는 암반 절리면의 상태 , 지하수위 , 절리방향 등 실제

암반의 거동을 지배하는 중요 요소에 대한 고려가 이루어질 수 없으며 따라서 RQD 와 암석의 일축압축강도만을 이용하 여 현장 암반의 주면저항력을 산정하는 것은 많은 문제점을 내포하고 있다 .

암반의 근입부의 주면저항력에 영향을 주는 요인에는 암석 의 일축압축강도 ( q

), 근입부의 거칠기 ( △ r ), 암반의 탄성계수 및 포아슨비 ( E

, ν

), 근입부의 직경 ( E =2 R ), 초기 수직응력 ,

굴착방법 등이 있는 것으로 알려져 있다 (FHWA, 1999).

Seidel(1993) 은 암반에 근입된 현장타설말뚝의 전통적인 설

계방법이 주로 암석의 일축압축강도를 이용한다는 불합리한 점을 개선하기 위해 암반 근입부의 주면저항력을 계산하는 데 있어서 일축압축강도 외에 마찰력에 영향을 주는 구속응 력 , ^{굴착면의 거칠기} , ^{말뚝의 직경} , ^{암반의 탄성계수 등을}

고려하여 지지력을 계산하는 새로운 설계법을 제안하였다 .

이 설계법은 말뚝의 거동을 기존의 경험적인 방법보다 신뢰 성 있게 예측할 수 있다는 사실로부터 경제적이고 안전한 설계에 기여할 수 있을 것으로 판단된다 . ^그러나 , ^{이러한 연}

구결과들은 국내의 암종과 강도 및 변형 특성이 상이한 이 암이나 쉐일 등이 근입부를 형성하는 경우에 해당하며 국내 근입부 암종의 대부분을 차지하는 화강암이나 편마암 계통 의 암종에 대해서는 검증이 이루어지지 않은 실정이다 .

본 연구에서는 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면부 거동

특성을 분석하기 위하여 FLAC 2D(Ver. 3.3) 를 이용하여 주

면부의 미소한 거동을 분석하였다 . 이를 통하여 두부 하중 -

침하량 관계의 비선형성 및 진행성 파괴기구 등을 조사하였 다 . 이러한 분석을 통하여 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주 면저항력에 영향을 미치는 요소들을 모두 고려한 국내 풍화 암 및 연암에 근입되는 현장타설말뚝의 설계차트를 제시하 였다 .

그리고 설계차트에 대한 검증을 위하여 기존 문헌에 제시 된 , 재하시험으로 도출된 극한지지력과 비교하였으며 , 또한 기존 경험식과의 비교를 통하여 적절성을 검증하였다 . 2. 기존연구검토

초기 (1960~1970 년대 ) 의 제안자들 (Tomlinson, 1977; Rosen- berg 와 Journeaux, 1976; Parkin 과 Donald, 1975; Aurora

와 Reese, 1977; Horvath 와 Kenny, 1979) 은 말뚝의 주면

저항력을 계산하는데 있어서 암석의 일축압축강도만을 고려

하였다 . 그러나 1980 년대 이후의 연구들은 근입된 현장타설

말뚝의 주면저항력은 일축압축강도만이 아닌 다른 요소 , 즉 접촉부의 거칠기 , 말뚝의 직경 등에도 영향을 받는다는 사실 을 지적하였다 (Williams 등 , 1980; Pells 등 , 1980).

Williams 등 (1980) 은 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면

저항력은 암반의 거칠기와 탄성계수에 의존한다고 보고 수 정 α '( αβ ') 값을 제안하였는데 , 여기서 β ' 는 저감계수로서 탄 성계수비 (= 암반의 탄성계수 / 암석의 탄성계수 ) 로 표현하였다 .

Pells 등 (1980) 은 암반에 근입돤 현장타설말뚝은 주면저항력

에 거칠기가 중요한 요소라는 것을 인식하고 , 거칠기를 4 등 급으로 분류한 후 이에 적절한 설계도표를 제안하였다 .

이론적인 설계방법이 여러 학자들 (Carter 와 Kulhawy, 1987; McVay 등 , 1992; Seidel, 1993; Hassan 과 O'Neill,

1997) 에 의해 제안되었다 .

Carter 와 Kulhawy(1987) 는 주면저항력만 발휘되는 경우와

선단 , 주면 마찰력이 동시에 발현되는 경우에 대하여 암반에 근입된 현장타설말뚝의 하중 - 침하량 거동을 예측할 수 있는 해를 제시하였다 . ^{말뚝 주면부에 대한 모델링은 일정한 삼각}

형 거칠기로 이루어진 이상화된 콘크리트 - 암반에 대한 수치 해석적 방법으로 묘사되었다 . 이 모델은 기본적인 암반의 강 도와 변형 특성을 고려하였으며 , 근입부의 형상과 콘크리트 -

암반 접촉면의 다이레이션 ( 암반층에 대해서 말뚝의 상대적인 이동에 의해서 말뚝과 암반 경계면이 벌어지는 현상 ) 을 고려 하였다 .

McVay 등 (1992) 과 Hassan 과 O'Neill(1997) 의 방법은 유 한요소법을 이용하여 말뚝의 거동을 분석하였다 . McVay ^등

(1992) 은 플로리다 석회암에 근입된 현장타설말뚝의 주면저

항력은 암반의 점착력과 같다고 제안하였다 . 그들의 이론에

서는 여섯 개의 150mm 직경의 말뚝과 710mm 직경의 말

뚝에 대하여 실시한 실재하시험에 대하여 정확한 예측이 이 루어졌다고 보고하였다 . Hassan 과 O'Neill(1997) 은 점토질

(argillaceous) 중간지반재료 (intermediate geomaterials : 토 사와 암반의 중간적 성질을 나타내는 물질을 의미하며 풍화 토나 풍화암에 해당된다 ) ^{에 근입된 말뚝의 하중} - ^{침하량 특성}

을 예측할 수 있는 방법을 제시하였다 . 그들의 접근법에는 암반의 강도 정수와 변형 계수 , 사인곡선 형태의 굴착공 거 칠기 , 재성형된 굴착공 측벽 , 근입부의 콘크리트압 및 콘크 리트와 암반 접촉면에서의 미끄러짐 (sliding) 에 대한 마찰각 등을 고려하고 있다 . 이 접근법은 많은 수의 실재하시험자료 에 대하여 훌륭한 예측이 이루어졌다 . 그러나 발견된 현상들 에 대한 설명이 이루어지지 않았으며 , 거칠기 특성에 대한 모델링의 근거가 부족하다 . 또한 , 거칠기 특성에 따른 거동 특성에 대해서 언급되어 있지 않다 .

국내의 현장타설말뚝 주면마찰력에 대한 연구는 대부분

2000 년대 이후부터 발표되기 시작하였다 . 연구결과의 대부분 은 현장 재하시험의 결과를 이용한 국외에서 발표된 지지력

추정식의 국내 적용성에 관한 연구 ( 김 등 , 2002, 2005; 천

등 , 2003, 2004a, 2004b; 백 등 , 2003; 홍 등 , 2004; 남

등 , 2004) ^{가 주류를 이룬다} . ^{그 외에 암반 절리면의 거칠기}

특성 파악 ( 이 등 , 2002; 이 등 , 2003; 조 등 , 2003), 호주

Monash 대학의 일정수직강성 조건에서의 전단시험기 개발

및 시험 ( 조 등 , 2003; 이 등 , 2003; 정 등 , 2005a, b) 및 국내 실정에 맞는 극한주면저항력 추정식의 제안 ( 조 등 , 2003; 사공 등 , 2003, 2004, 2005; 정 등 , 2005b) 으로 나 눌 수 있다 .

3. 거동특성 분석

본 연구에서 사용된 프로그램은 지반공학분야에서 널리 쓰

이고 있는 FLAC 2D(Ver. 3.3) 로서 , 연속체역학에 기초한

프로그램으로 암반과 말뚝의 접촉면을 제외한 부분은 연속 체로 가정하였다 . 말뚝과 암반의 접촉면에서는 FLAC 프로

그램에서 제공하는 interface 요소로 해석을 실시하여 말뚝과

암반 경계면의 미끄러짐과 분리 ( 다이레이션 ) 현상을 모델링 하였다 . 암반에 근입되는 현장타설말뚝의 경우는 통상 군효 과를 무시함으로 본 연구에서는 단항 형태의 현장타설말뚝 에 대해서 축대칭모델 (axi-symmetry) 을 이용하여 해석을 실 시하였다 . 수평방향 모델링은 대칭축으로부터 40D(D : 말뚝 의 직경 ), 연직방향 모델링은 암반 근입부만 모델링하였다 .

또한 선단지지력 효과의 배제를 위하여 선단부 하부 지반은 모델링하지 않았다 . 단지 , 경계조건은 말뚝 하부는 자유단으 로 설정하고 , 암반층 하부는 y 축 방향의 변위를 억제하는 로울러로 , 암반층 측면은 x 축 방향의 변위를 억제하는 로울 러로 설정하였다 .

콘크리트 말뚝은 등방성 , 동질성 , 탄성 솔리드요소로 모델 링하였다 . 콘크리트의 탄성계수 ( E

) 는 25.5GPa 이고 , 포아슨 비 ( ν

) 는 이다 . 암반 근입부의 적용 물성치는 균질한 등방성 재료로 가정하였다 . ^암반 - ^{말뚝의 접촉면은 그림} 1 ^{과 같은 삼}

각형 형태의 선형 세그먼트를 연속으로 이어서 형상화하였

다 ( 그림 2). 거칠기 길이는 조 등 (2003) 에 제시된 국내 현장

에 대한 거칠기 측정자료로부터 , 거칠기 높이 및 경사가 수

렴하는 길이인 50mm 로 설정하였다 . 거칠기 높이는 Seidel 에

제시된 암석의 일축압축강도에 따른 거칠기 높이에서 국내 풍화암 및 연암의 일축압축강도인 20~100MPa 에서 평균값에 해당하는 3mm 로 설정하였다 . 거칠기 높이에 대한 변수 연

구에서는 Seidel 에 제시된 거칠기 높이 중 국내 풍화암 및

연암의 일축압축강도인 20~100MPa 에서 최대 및 최소 높이

및 그 중간 정도의 높이를 나타내는 1mm, 5mm, 10mm 로

거칠기의 높이를 검토하였으며 , 이때 거칠기 경사의 영향을 없애기 위하여 거칠기 경사는 3

로 일정하게 유지하였다 . 또 한 거칠기 경사의 영향을 알아보기 위하여 거칠기 경사는

2

, 4

및 6

의 값에 대하여 거칠기 높이를 3mm 로 일정하

게 가정하여 거칠기 높이의 영향을 배제한 거칠기 경사의 영향을 검토하였다 .

거칠기 요소 하나를 모델링하는데 약 100 개의 요소를 사

용하여 Seidel 의 연구결과 중에서 내부 파괴 형상을 소성상

태가 된 요소들의 전체적인 형상으로 확인하였다 . ^{말뚝과 주}

변 암반접촉면을 따라서 발생하는 미끄러짐 및 분리 ( 다이레 이션 ) 는 FLAC 프로그램에서 제시한 Cundall 과 Hart(1992)

의 개별요소법을 적용하였다 . Mohr-Coulomb 의 모델을 사용 하여 두 물질 사이의 미끄러짐을 표현하였다 . 즉 , 본 연구에 서는 접촉면을 형성하는 하나의 세그먼트에서의 응력상태가

Mohr-Coulomb 파괴기준에서 정의하는 소성상태 ( 파괴 ) 시를

미끄러짐현상이 발생하는 것으로 정의하였다 . 접촉면에 사용

된 Mohr-Coulomb ^{의 모델은 배수상태로 가정하여 내부마찰}

각은 30

, 점착력 및 인장강도 성분은 없는 것으로 설정하

였으며 , 이것은 다른 연약한 암이나 IGM 값을 대표한다고

볼 수 있다 (Hassan 과 O'Neill, 1997). 해석은 다음의 두 단 계로 실시하였다 .

(1) IGM 과 현장타설말뚝 콘크리트 및 상부 상재하중에 의한

초기 geostatic stress 적용 .

(2) ^{말뚝 두부에서 단계적으로 하중을 가하여 해석이 수렴되}

지 않거나 소성영역이 말뚝을 따라서 암반 근입부 전체 에 소성영역이 발생한 시점 ( 또는 콘크리트 - 암반 근입부 의 접촉면 전체에서 미끄러짐 현상이 발생하는 때로 가 정하였으나 , 실제 해석결과에서는 이러한 현상이 발생하 기 전에 암반 근입부 전체에서 소성현상이 발생하였다 )

까지 구조하중을 두부에 단계적으로 올려서 적용 .

3.1 말뚝 거동 및 파괴 특성 분석

그림 3 에 거칠기 높이 10mm 에 대한 변수 연구결과로 도

출된 두부의 하중 - 침하량 관계가 제시되어 있다 . 그림 3 에 제시된 바와 같이 두부 하중 - 침하량 곡선은 초기 선형 단계

- 후기 비선형 단계로 구분할 수 있다 . 선형단계는 두부 하

중 353kN 이 작용하기 직전까지 유지되는 것을 알 수 있다 .

이 단계에서는 근입부 암반 내부의 소성상태 및 말뚝 - 암반 접촉면에서의 소성상태가 발생하지 않은 단계에 해당한다 .

두부 하중 - 침하량 곡선이 비선형성을 띠는 원인으로서 말뚝 과 암반 근입부 사이의 미끄러짐 , 암반의 소성파괴 ( 본 연구 그림 1. 거칠기 요소의 각 부분별 명칭

그림 2. 전체 접촉면을 모델링하기 위한 mesh 형상

에서는 M-C 모델링을 이용하였으므로 소성상태는 암반의 파 괴를 의미한다 ) ^{등을 고려할 수 있다} . ^먼저 , ^그림 4 ^{에 거칠}

기 요소 전면부에서 두부 하중 - 접촉면에서 다이레이션의 발 생양 사이의 관계를 제시하였다 . 여기서 , 최하단이란 근입부

암반층에서 최하단 깊이에 위치하는 거칠기 요소를 의미하 며 , 중간높이 및 최상단 높이에 위치하는 거칠기 요소를 각 각 근입부 암반층의 중간 높이 및 최상단으로 표기하였다 .

그림 3 과 그림 4 를 비교해 보면 비선형성을 띠는 두부 하 중과 다이레이션이 급격히 발생할 때의 두부 하중이 차이가 남을 알 수 있다 . 즉 , 두부에서의 하중 - 침하량 곡선이 비선 형성을 띠게 될 때의 두부 하중이 접촉면에서 다이레이션을 유발시키는 하중에 비해서 큼을 알 수 있으며 , 이것은 다이 레이션으로 표현되는 접촉면에서의 미끄러짐 현상이 두부 하 중 - 침하량 곡선의 비선형성을 나타내는 원인이 아님을 의미 한다 .

두부 하중 - 침하량 곡선이 비선형성을 나타내는 원인을 분 석하기 위하여 두부에서의 각 하중단계별로 접촉면에서의 미 끄러짐 발생 여부와 근입부 암반의 소성 상태 발생 여부를

확인하여 보았다 . 그림 5(a) 에서 알 수 있듯이 두부에서

177kN 작용시는 접촉면의 미끄러짐 및 암반 내부에서 어떠

한 파괴도 발생하지 않았음을 알 수 있다 . 그러나 근입부 암반의 최하단부에서 미끄러짐 현상이 발생하였다 . 이것은 암반 근입부의 최하단부 경계조건이 로울러로서 가정하여 연 직방향 변위가 발생하는 것을 방지하였기 때문에 말뚝에 비 해서 근입부 암반의 변위가 억제됨으로 인해서 발생한 미끄 러짐 현상으로 판단된다 . 실제 암반 근입부에서는 하부 암반 의 변형이 발생함으로 이러한 최하단부에서의 미끄러짐 현 상은 발생하지 않을 것으로 사료된다 . 그러나 비선형성을 나

타내는 단계인 두부 하중 353kN 에서는 그림 5(b) 에 제시한

바와 같이 미끄러짐이 발생한 위치는 동일하며 , 암반 내부의 그림 3. 두부의 하중 - 침하량 곡선 ( 거칠기 높이 10mm)

그림 4. 두부 하중 - 다이레이션의 양 ( 거칠기 높이 10mm 의 전 면부 )

그림 5. 암반 근입부의 소성영역 발생 범위 및 접촉면 미끄러짐 상태 ( 거칠기 높이 10mm)

극히 일부분에서 소성영역이 새롭게 발생하였음을 알 수 있 다 . 따라서 비선형성의 원인은 국부적으로 근입부 암반에서 소성상태가 발생하였기 때문임을 알 수 있다 . 이러한 사실은

두부 하중이 530kN 일 때 접촉면의 미끄러짐 상태와 소성

영역의 분포를 제시한 그림 5(c) 에서도 확인할 수 있다 . 즉 ,

두부에서 작용하는 하중이 증가함에 따라서 접촉면에서의 추 가적인 미끄러짐 현상은 발생하지 않고 근입부 암반에서 소 성상태가 된 영역의 넓이가 넓어질수록 비선형성이 커지는 것을 확인할 수 있다 . 따라서 접촉면에서의 미끄러짐 현상은 근입부 암반에서 소성상태가 발생한 이후에 일어나는 현상 임을 확인할 수 있다 . 이후 두부 하중의 증가에 따라서 소 성영역은 확대되며 , 파괴두부하중 작용시는 말뚝과 접하는 모든 근입부에서 소성영역이 발생하게 되는 것이다 .

3.2 주면부의 파괴 진행과정

암반 근입부의 거칠기 요소를 고려한 거친 암반 근입부 ( 암 반 근입부의 거칠기 요소를 고려하지 않은 경우는 매끈한 암반 근입부로 칭하였다 ) 에서 주면부 하중전이기구는 거칠기 요소의 전면부 , ^{배면부 및 계곡부로 이루어진 요소들이 연속}

적으로 이어진 집합체를 고려함으로써 설명될 수 있다 ( 그림

1).

초기의 작은 두부 하중에 대해서는 암반 - 말뚝체의 접촉부 는 다이레이션이 발생하지 않기 때문에 전체 길이에 걸쳐서 서로 맞닿아 있게 된다 . 그리고 추가 하중이 작용하는 경우 ,

그림 6 에 제시한 바와 같이 거칠기 요소의 배면부와 계곡부

에서 초기 geostatic 응력의 이완과 함께 거칠기 요소 전면

부에서 압축응력의 증가가 발생하게 된다 . ^{그리고 거칠기 요}

소의 배면부 및 계곡부에서의 연직방향 압축응력도 거칠기 요소의 전면부보다는 늦은 두부 하중단계에서 증가하는 것 을 발견할 수 있다 .

그러나 배면부 및 계곡부의 연직방향 압축응력은 말뚝 두

부에 작용하는 하중이 3000kN 및 4000kN 의 중간단계에서

감소하는 것을 볼 수 있다 . 이것은 그림 4 에 제시한 다이레 이션이 발생하는 단계와 일치한다 . 따라서 다이레이션이 발 생함으로 인해서 말뚝 - ^{근입부 암반 사이의 틈이 형성되고 이}

로 인해서 압축응력의 감소가 발생하는 것이다 . 최종적으로 는 원래의 압축응력 상태와 같아지는 상태가 되는 것으로 볼 수 있다 .

수평방향 수직응력분포도 연직방향 수직응력분포와 유사한 경향을 나타낸다 . 즉 , 거칠기 요소의 전면부에서는 수평방향 수직응력이 상승하지만 배면부와 계곡부에서는 수평방향 수 직응력이 감소하여 일부 상태에서는 인장응력이 발생하는 것 을 볼 수 있다 . 처음 인장응력은 계곡부와 배면부에서 발생 하는 것을 알 수 있다 . 이렇게 발생하는 인장응력은 Hoek-

Brown 파괴기준 (2002) 을 이용하여 추정한 국내 풍화암 - 연암

에서의 인장강도 5kPa 을 초과하는 큰 값이 발생하게 된다 .

그러나 인장응력은 접촉면에서의 틈이 발생한 후에 거의 수 렴하는 것을 알 수 있으며 , 따라서 이렇게 발생한 인장파괴 영역은 접촉면과 접하는 매우 좁은 부분에서 국한되어 발생 하며 , 전체 거동특성에 큰 영향을 미치지 않는 것을 그림 6

을 통해서도 확인할 수 있다 .

따라서 이 등 (2006) 의 해석결과에서 인장강도가 최대단위

주면저항력에 영향을 미치지 않는 이유가 설명될 수 있다 .

이렇게 발생한 소성영역에 의하여 앞서 언급한 두부 하중 - 침 하량 곡선의 선형성이 유지되지 않게 되는 것이다 . ^이것은

그림 7 에 제시된 최초 소성영역의 발생 위치를 살펴봄으로 써 확인할 수 있다 . 그림 7 에서 볼 수 있듯이 최초 파괴지 점은 계곡부임을 알 수 있다 .

그림 8(a) 에 제시한 파괴진행과정을 보면 계곡부 및 배면

부에서 최초로 전단파괴가 발생하고 전면부에서는 미끄러짐 이 발생하는 것을 확인할 수 있다 . 이렇게 발생한 미끄러짐 에 의해서 두부 의 침하량은 크게 증가하게 되고 추가 두부 하중에 의해서 배면부 및 계곡부에서 발생한 소성영역이 전

면부로 확대되는 것을 확인할 수 있다 ( 그림 8(b)). 초기 소

성영역은 매우 작은 수직응력이 작용하는 배면부 및 계곡부 에서 발생하기 때문에 마찰력 성분은 큰 전단저항력을 발휘 할 수 없게 된다 . 따라서 전단강도 성분 중 내부마찰각보다 는 점착력 성분이 최대단위주면저항력에 큰 영향을 미치게 되는 것이다 . 이렇게 계곡부와 배면부에서 발생한 소성상태 로 인해서 추가 하중은 전면부에 집중되게 되고 , 따라서 전 면부에서도 작은 추가 하중에 의해서도 쉽게 소성상태에 이 르게 되는 것이다 .

거칠기 요소의 위치별 응력이력곡선을 제시하면 그림 9 와 같다 . 그림 9 에서 알 수 있듯이 전면부는 구속응력의 증가 과정에서 파괴에 이르는 것을 알 수 있으며 , 배면부 및 계 곡부는 구속응력의 감소과정에서 파괴가 발생하는 것을 확 인할 수 있다 .

깊이에 따른 파괴양상을 보면 , ^{초기에는 전체적으로 상부}

에서 아래쪽으로 소성영역이 전파되는 것을 볼 수 있다 . 또 그림 6. 거칠기 요소의 위치별 수평 , 연직응력 이력곡선

그림 7. 거칠기 요소 내부의 최초 소성상태에 이르는 위치

한 거칠기 요소들은 상부 배면부가 먼저 소성상태에 도달하 게 되고 , ^{하부로 배면부의 소성영역이 어느 정도 전파된 이}

후에 배면부 및 계곡부에서 소성영역이 발생하는 것을 확인 할 수 있다 ( 그림 5(a), (b), (c)). 호주 Monash 대학의 연구 결과 (Collingwood, 2000, Haberfield, 1999, Seidel, 1993

등 ) 에서는 일정수직강성도 조건하에서 말뚝이 암반 근입부의 거칠기 요소를 따라서 이동하게 되며 이로 인하여 다이레이 션이 발생하게 되고 , 추가 두부 하중에 의해서 거칠기면 내 부에서의 파괴가 발생한다고 보고하였다 . Hassan 과 O'Neill

(1997) 의 연구결과에서는 이러한 다이레이션이 매우 작게 발

생한다고 밝히고 있으나 호주 Monash 대학 연구와의 직접

적인 비교가 이루어지지 않았다 . 본 연구에서의 검토결과 , 다 이레이션 효과는 발생을 하지만 이로 인해서 파괴 거동에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 밝혀졌다 . 즉 , 거칠기 요소 상부에서의 다이레이션 효과는 발생을 하지만 그 양이 최대

0.2mm 로 매우 작기 때문에 거칠기 요소의 파괴에는 큰 영

향을 미치지 않는 것을 알 수 있었다 .

그러나 그림 10 에 제시한 호주 Monash 대학에서의 직접

전단시험결과를 살펴보면 , 다이레이션이 수 mm 에 이르는 것

을 알 수 있다 ( 조 등 , 2003). CNS 전단시험을 실시하는 과

정에서 일정수직강성도를 100~960kPa 범위의 값으로 주어 실험을 진행되었다 . 즉 , 이러한 차이는 같은 말뚝 및 암반에 실시되었으므로 재료의 차이로 보기는 힘들며 일정수직강성 도의 차이로 추정된다 . 그림 10 에서 알 수 있듯이 본 연구 에서 도출된 일정수직강성도는 2000kPa/mm 정도이며 이것 은 실험실에서 실시되는 강성도에 비해서 최대 20 배까지 차

이가 남을 알 수 있다 . 호주 Monash 대학에서 진행된

CNS ^{직접전단시험에서는 식} (1) ^{을 이용하여 일정수직강성도}

를 추정하였다 .

(1)

그러나 식 (1) 에 제시되어 있는 항들은 축대칭모형에서 수 직강성도를 도출한 식으로 추정되며 , 변수들 가운데 연직응 력과 관련된 항목이 없는 것을 알 수 있다 . 이것은 축대칭

K

∆ r

σ

∆ --- ( --- 1 + ^E ν

)r

= =

그림 8. 소성영역의 진행 과정

그림 9. 거칠기 요소에서의 위치에 따른 응력이력곡선 ( 거칠기 높 이 10mm)

그림 10. 본 연구결과로 도출된 수직강성도와 Monash 대학의 CNS 시험시 수직강성도의 비교

모형으로 공동확장에 필요한 응력 도출 과정에서 연직응력 의 영향을 고려하지 않은 것으로 사료되며 따라서 도출되는 일정수직강성도가 작게 도출된 것으로 추정된다 .

3.3 거칠기 특성에 따른 거동특성

이 등에 의해 제시된 하중 - 침하량 특성을 살펴보면 먼저 일정한 하중에 대하여 거칠기면의 각도가 증가할수록 같은 두부 하중이 작용할 때 두부의 침하량은 작아지는 것을 알 수 있다 . 이것은 그림 11 에 제시한 힘의 다각형을 이용하여 쉽게 설명될 수 있다 . 즉 , 거칠기 각이 감소함으로써 암반 근입부에서의 전단력은 증가하게 되고 수직력은 감소하게 된 다 . 따라서 수직력의 증가는 암반 내부로의 구속압 증가로 전단강도의 상승을 가져오며 , 암반 근입부와 말뚝 사이 접촉 면에서의 전단력 감소는 모두 침하량 감소로 이어지게 된다 .

그러나 극한주면저항력은 이 등에 제시한 바와 같이 거칠 기 각도의 변화와 무관하게 거의 일정한 것을 알 수 있다 .

또한 거칠기 높이가 증가함에 따라서 최대주면저항력이 증 가하는 현상을 설명할 수 없다 . 이것은 거칠기 각도에 따라 서 발생하는 구속압과 전단력의 차이만으로 설명될 수 없는 것이다 .

두 번째는 실제 다이레이션이 발생했을 때 실제 암반 근 입부와 말뚝의 접촉면적을 고려할 수 있다 . 다이레이션이 발 생하기 전에는 거칠기 각의 변화와 상관없이 거칠기 요소를 따라 접하는 접촉면의 면적은 동일하다 .

그러나 , 다이레이션이 발생하게 되면 앞서 설명한 바와 같 이 거칠기 각이 큰 근입부일수록 두부의 침하량은 작기 때 문에 전체적으로 접촉면에서 발생하는 미끄러짐 효과는 작 게 발생하게 된다 . 즉 , 거칠기 각이 큰 근입부일수록 다이레 이션의 진행에 따라서 접촉면의 면적 감소는 작게 발생한다 고 볼 수 있다 . 따라서 근입부의 거칠기 각이 증가할수록 최대주면저항력은 증가하게 된다 . ^{그러나 이 설명 또한 거칠}

기 높이가 증가함에 따라서 최대주면저항력이 증가하는 현 상을 설명할 수 없다 .

세 번째는 실제 다이레이션이 발생했을 때 실제 암반 근 입부와 말뚝의 접촉면적을 고려하는 또 다른 방법이다 . ^이것

은 앞서 설명한 바와 같이 거칠기 각이 일정한 경우 , 다이 레이션이 발생하기 전에는 거칠기 높이와 무관하게 접촉면

적은 일정하다 ( 그림 12). 그러나 그림 13 에 제시한 바와 같

이 다이레이션이 발생하게 되면 거칠기 빗변의 길이가 짧을

수록 접촉면적은 작아지게 된다 . ^{앞서 설명한 바와 같이 깊}

이에 따라 각각의 요소들의 변형특성은 거의 동일하기 때문 에 이 설명은 설득력을 갖는 가정으로 판단된다 . 이것은 거

칠기 높이가 5mm 일 때와 10mm 일 때의 최대주응력의 크기

를 비교한 그림 13 에서도 확인할 수 있다 . 그림 14 의 x 축 은 거칠기 5mm 일 때의 최대 주응력을 , y 축은 거칠기 높이

10mm 일 때의 최대 주응력의 최상단부 , 중간높이 및 최하단

부에 대해서 도시한 것이다 . 그림 14 에서 알 수 있듯이 , 최 대 주응력이 작은 경우는 거칠기 높이와 무관하게 최대주응 력의 크기가 거의 동일하지만 , 최대주응력이 증가함에 따라

서 거칠기 높이 5mm 인 경우가 거칠기 높이 10mm 인 경우

에 비해서 최대주응력이 크게 발생하는 것을 알 수 있다 .

마지막으로 소성영역의 넓이를 생각할 수 있다 . 결국 암반 내부의 소성영역 범위가 증가하게 되면 , 파괴면의 넓이가 증 가하기 때문에 파괴를 유발시키는 전단력의 크기는 증가하 게 된다 .

표 1 과 표 2 에는 본 연구에서 거칠기 특성에 따른 주면 부 거동특성을 조사하기 위하여 거칠기 각도를 일정하게 하 고 거칠기 높이를 증가시킨 경우에 대한 거칠기 요소의 소 성영역 발생영역의 기하학적 형상과 거칠기 높이를 일정하 게 하고 거칠기 각도를 증가시켰을 때의 거칠기 요소의 소 성영역 발생영역의 기하학적 형상을 제시한 것이다 .

거칠기 높이를 일정하게 하고 거칠기 각도를 증가시킬수록 각각의 거칠기 요소는 짧은 거칠기 밑변 및 빗변의 길이를 갖게 된다 . 이러한 경우 발생하는 소성영역의 넓이는 매우

그림 11. 거칠기 각도에 따른 접촉면에서의 힘의 변화

그림 12. 거칠기 각도가 일정한 경우 거칠기 높이에 따른 빗변의 길이

그림 13. 거칠기 높이에 따른 다이레이션 발생시 접촉면의 면적 변화

그림 14. 거칠기 높이에 따른 응력 차이

작아지게 된다 . 이와 마찬가지로 거칠기 각도를 일정하게 하

고 거칠기 높이를 증가시킨 경우 ( 그림 15), 해당 높이까지의

거칠기 빗변의 길이와 거칠기 요소의 연직거리는 증가하게 된다 . 따라서 근입부 암반 내부에서의 소성영역 넓이는 증가 하게 된다 .

표 1 과 표 2 를 통하여 알 수 있듯이 거칠기 각도가 일정 하고 거칠기 높이가 증가하거나 거칠기 높이가 일정하고 거 칠기 각도가 감소할수록 소성영역이 발생하는 범위는 넓어 짐을 알 수 있다 . 이것은 전면부에서 하중을 받는 면적이

증가할수록 소성영역이 넓게 발생한다는 것을 의미이다 .

이러한 결과의 확인을 위하여 그림 16 에 거칠기 빗변의 길이를 일정하게 5cm 로 하고 , 거칠기 높이 및 거칠기 각도 를 변화시켜서 소성영역의 발생 범위를 확인하기 위한 그림 을 제시하였다 . 그림 16 에서 알 수 있듯이 거칠기 요소의 전면부 길이가 일정할 경우 , 소성영역의 발생 범위는 거의 변화가 없음을 알 수 있다 . 이때의 해석결과 역시 최대주면 저항력은 큰 차이가 없는 것으로 밝혀졌다 .

따라서 흔히 거친 근입부일수록 최대주면저항력이 크다는 사실은 한 개의 거칠기 요소가 넓게 자리하고 있다는 것을 의미하며 , 시공시 작고 높은 거칠기를 여러 개 만드는 것보다 낮더라도 한 개의 거칠기 요소 규모가 큰 것을 만드는 것이 최대단위주면저항력 향상에 도움이 된다는 사실을 의미한다 . 4. 설계도표의 제시

이 등에 제시한 바와 같이 암반에 근입된 현장타설말뚝의 최대주면저항력에 영향을 미치는 요인은 암반 근입부 최상 부의 깊이 , ^{거칠기 높이와 암반의 내부마찰각} , ^{점착력 및 포}

아슨비 등임을 알 수 있었다 .

본 연구에서는 설계도표를 만들기 위한 해석과정에서 사용 된 암반과 관련된 물성치 ( 내부마찰각 , 점착력 , 인장강도 및

탄성계수 ) 는 Hoek-Brown 파괴규준 (2002) 을 이용하여 산출하

였다 . Hoek-Brown 파괴규준 (2002) 을 이용하여 암반의 물성

치를 결정할 때 , 사용되는 입력치는 암석의 일축압축강도 , GSI, m

및 D 이다 .

표 1. 거칠기 높이가 일정하고 거칠기 각도가 변화할 때의 소성 영역 발생범위

거칠기 각도

(deg)

거칠기 높이

(mm)

거칠기 요소 빗변의 길이

(mm)

거칠기 요소 바닥면의 길이

(mm)

소성 영역의 횡방향 ^최대거리

2 3 85.96 85.91 (mm) 60

4 3 43.01 42.90 55

6 3 28.70 28.54 45

표 2. 거칠기 각도가 일정하고 거칠기 높이가 변화할 때의 거칠 기 치수

거칠기 각도

(deg)

거칠기 높이

(mm)

거칠기 요소 빗변의 길이

(mm)

거칠기 요소 바닥면의 길이

(mm)

소성 영역의 횡방향 최대거리

(mm)

3 1 19.11 19.08 65

3 5 95.54 95.41 100

3 9 171.97 171.73 150

그림 15. 거칠기 각도를 일정하게 하고 거칠기 높이를 변화시켰을 때 소성영역의 발생 범위

Hoek-Brwon 파괴규준 (1980) 에서 무결암의 물성치로부터 암반에서의 절리 특성에 기초하여 이들 물성치의 감소를 고 려할 수 있도록 하기 위해서 암반분류체계의 하나를 지질학 적 관찰과 파괴규준을 연관시키기 위하여 Bieniawski(1976)

의 RMR(rock mass rating) 을 채택하게 되었다 .

그러나 Hoek 등 (1992) 은 매우 불량한 암반에 대해서 파괴

규준을 연관시키는 도구로서 Bieniawski 의 RMR 은 더 이상

적당하지 않은 인식에 의해서 GSI(Geological Strength

Index) 의 개념이 도입되게 되었다 . m

는 암석의 종류에 따라

결정되는 계수로서 , 구속압 증가에 따른 파괴포락곡선의 기울

기를 나타낸다 . D 는 원래의 Hoek-Brwon 파괴규준식에 발파

손상과 응력이완의 효과를 고려하기 위해서 삽입되게 되었다 .

본 설계차트 제시에 사용된 일축압축강도 및 GSI 는 국내

풍화암 및 연암의 물성치에 해당하는 20MPa~100MPa, GSI

는 풍화암의 값에 해당하는 10~40, 연암에서는 10~60 으로

설정하였다 . m

는 장 등 (1999) 의 국내 화강암과 편마암에 대 한 연구결과를 이용하여 18 로 사용하였으며 , D 는 0 일 때 시공에 의한 암반의 교란이 발생하지 않으므로 그때 산출되

는 Mohr-Coulomb 강도 정수를 상한의 최대주면저항력 산

정시 적용하였으며 , D 를 1 로 설정했을 때 시공에 의한 암반

의 상태 교란이 가장 크므로 그 때 산출되는 Mohr-

Coulomb 강도 정수를 하한의 최소주면저항력 산정시 적용하

였다 . 또한 암반 근입부의 거칠기 높이는 이 등의 연구결과 에서 , 최대주면저항력은 거칠기높이 증가와 함께 증가하므로 ,

Collingwood ^{에 제시된 거칠기 높이의 상} , ^{하한값을 이용하여}

상한의 최대주면저항력 산정시는 최대 거칠기 높이를 적용

하였으며 , ^{하한의 최대주면저항력 산정시는 최소 거칠기 높}

이를 적용하여 해석을 실시하였다 . 이렇게 산출한 암석의 일 축압축강도별 최대·최소 거칠기 높이는 표 3 과 같다 .

거칠기 각도는 조 등의 데이터값의 평균치인 2

를 사용하 였다 . ^{해석결과로 도출된 설계차트를 암석의 일축압축강도별}

로 정리하면 그림 17(a)~(e) 와 같으며 , 이를 정리하면 표 4

와 같다 .

그림 17(a)~(e) 에서 범례의 5m, 10m, 및 15m 는 암반근입 부 최상단부의 지표면으로부터의 깊이를 의미하며 , 그 다음에 제시되어 있는 상한 및 하한의 의미는 앞서 언급한 상한의 최대주면저항력 및 하한의 최소주면저항력을 의미한다 . 5. 기존연구결과와의 비교

5.1 기존 재하시험 자료와의 비교, 검토

기존 국내외 재하시험 자료 중 국내 풍화암 및 연암의 일 축압축강도인 20~100MPa 범위의 암반에 근입된 현장타설말

그림 16. 거칠기 높이와 거칠기 각도를 변화시키고 거칠기 밑변의 길이를 일정하게 놓았을 때 소성영역의 발생 범위

표 3. 암석의 일축압축강도에 따른 거칠기 높이의 상한ㆍ하한값 암석의 일축압축강도

(MPa) ^∆ (mm) ^r

(mm) ^{∆ r}

20 5.0 1.3

40 3.6 0.9

60 2.7 0.6

80 2.2 0.4

100 1.85 0.25

뚝의 국내외 재하시험 자료를 이용하여 본 연구에서 제시한 설계도표의 적절성을 검증하였다. 국내ㆍ외 재하시험 자료는

많이 있으나 이 가운데 위의 조건을 만족하고 극한지지력까 지 확인한 재하시험 자료는 많지 않았다. 수집한 자료를 요 그림 17. 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면저항력 산정을 위한 설계차트

표 4. 설계차트 제시값의 정리

UCS 20MPa 40MPa 60MPa 80MPa 100MPa

구분 GSI 하한 상한 하한 상한 하한 상한 하한 상한 하한 상한

5m

10 883.57 1767.15 883.57 1767.15 883.57 1767.15 883.57 1767.15 883.57 2650.72 20 883.57 1767.15 883.57 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 2650.72 30 883.57 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 2650.72 40 883.57 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 1767.15 2650.72

50 1767.15 1767.15 1767.15 2650.72

60 1767.15 2650.72 1767.15 2650.72

10m

10 883.57 2650.72 883.57 2650.72 883.57 2650.72 883.57 2650.72 883.57 2650.72 20 883.57 2650.72 883.57 2650.72 1767.15 2650.72 1767.15 2650.72 1767.15 2650.72 30 1767.15 2650.72 1767.15 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 1767.15 2650.72 40 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72

50 2650.72 2650.72 2650.72 2650.72

60 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29

15m

10 883.57 3534.29 883.57 3534.29 883.57 3534.29 883.57 3534.29 883.57 3534.29 20 883.57 3534.29 883.57 3534.29 1767.15 3534.29 1767.15 3534.29 2650.72 3534.29 30 1767.15 3534.29 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29 3534.29 3534.29 40 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29 2650.72 3534.29 3534.29 3534.29

50 2650.72 3534.29 3534.29 3534.29

60 2650.72 4417.86 3534.29 4417.86

약ㆍ정리하면 표 5와 같다. 그림 18에서 알 수 있듯이 본 연구에서 제시한 설계도표의 일축압축강도에 따른 주면저항 력의 상하한값 범위 내에 3개의 데이터를 제외한 모든 값들 이 포함되는 것을 알 수 있다.

5.2 기존 경험식과의 비교, 검토

본 절에서는 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면부 거동특 성을 규명하기 위해서 실시한 본 해석의 적절성을 검증하기 위하여 기 제시된 암석의 일축압축강도를 이용한 주면저항 력 산정식을 사용하여 산출되는 최대 단위주면저항력을 비 교하여 보았다.

그림 19에서 알 수 있듯이 제안식은 직선 형태를 띠는 것과 그렇지 않은 것으로 크게 주면저항력 차이가 발생함을 알 수 있다. 이러한 원인은 다음과 같다.

Toh 등(1989)이 제시한 경험식은 표준관입시험결과치가 50~200사이이고, 일축압축강도가 0.5~5MPa인 경우에 해당 하며, Reese와 O'Neill(1988)의 제안식도 암석의 일축압축강 도가 280psi(20MPa) 이하의 경우에 적용성이 있으므로 본 연구의 설계도표와 비교가 불가능하다.

Reynolds와 Kaderabek(1980)과 Gupton과 Logan(1984)도 주면저항력과 암석의 일축압축강도 사이의 값이 선형 관계 인 것으로 미루어 앞서 언급한 두 식과 유사한 지반 조건에 서 제시된 식으로 추정된다. 그러나 이 두 자료를 직접 확 그림 18. 설계도표에서 제시하고 있는 각 UCS별 최대단위주면저

항력과 기존 재하시험결과와의 비교

표 5. 기존 재하시험 데이터 요약, 정리

No. 현장 위치 암종 q

(MPa) ^근입부 (mm) ^직경 상부까지의 ^{암반 근입부} 깊이 (m) ^암반층 이 (mm) ^{근입 깊 주면저항력 평균극한} (MPa) ^{참고 문헌}

1 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 108 102 4.43 Gibson(1973)

2 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 108 152 3.92 Gibson(1973)

3 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 108 203 1.72 Gibson(1973)

4 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 108 305 2.28 Gibson(1973)

5 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 127 2.12 Gibson(1973)

6 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 152 3.34 Gibson(1973)

7 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 165 3.69 Gibson(1973)

8 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 178 1.62 Gibson(1973)

9 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 229 1.55 Gibson(1973)

10 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 305 2.98 Gibson(1973)

11 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 305 1.77 Gibson(1973)

12 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 432 2.14 Gibson(1973)

13 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 457 2.79 Gibson(1973)

14 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 159 508 3.35 Gibson(1973)

15 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 229 229 1.13 Gibson(1973)

16 Ottawa. Ont. Canada 석회암 74 229 216 2.88 Gibson(1973)

17 Sydney Opera House Sandstone

Hawkesbury 30 276 970 6.4 Mckenzie(1969)

18 West Pymble. Sydney Shale

Wianamatta 30 210 concrete case in

test section only 340 4.75 Pells et al.(1980) 19 Westmead Hospital.

Sydney Shale.

Wianamatta 34 450 6000 700 2.5 Thorne(1980)

그림 19. 각종 추정식을 이용한 주면저항력 예측값

인할 수 없었다. 따라서 네 가지 제안식을 제외한 나머지 식을 이용하여 설계도표와 비교한 것이 그림 20에 제시되어 있다. 그림 20에서 알 수 있듯이 기존 제시식에 의해 예측 되는 주면저항력은 본 연구결과로 도출된 설계도표에서 제 시하고 있는 주면저항력의 상ㆍ하한치 범위에 내에 있는 것 을 확인할 수 있다.

6. 결 론

본 연구에서는 암반에 근입된 현장타설말뚝의 주면부 거동 특성을 규명하기 위하여 FLAC 2D를 이용하여 해석을 실시 하였다. 이러한 과정에서 도출된 본 연구의 결론을 정리하면 다음과 같다.

1. 두부 하중-침하량 곡선의 초기 비선형성은 암반 내부의 파괴에 의해서 발생하며, 초기 파괴는 계곡부에서 발생 하여 배면부 및 전면부의 순으로 전파되는 것으로 밝혀 졌다.

2. 암반 내부의 파괴는 초기에 인장강도 부족에 의한 파괴가 발생하지만, 이것은 국부적으로 발생하여 전체 파괴양상에 는 전혀 영향을 주지 못하였다. 실제 파괴는 전단파괴에 의해서 발생하는 것을 확인하였다.

3. 최대단위주면저항력의 거칠기 영향은 거칠기 경사가 아닌 거칠기 높이에 의해 크게 영향을 받으며 따라서 거칠기 조성 작업이 이루어지는 경우, 작은 거칠기를 여러 개 만 드는 것보다 최대한 큰 거칠기를 만드는 것이 최대주면저 항력 향상에 도움이 되는 것으로 나타났다.

4. 수치해석을 통하여 설계도표를 제시하였으며, 기존 설계 법 및 재하시험자료와 최대단위주면저항력을 비교해 본 결과, 기존 재하시험자료 및 기존 설계법에서 제시하는 값 들이 거의 대부분 설계도표에서 각 암석의 일축압축강도 별 최대·최소 단위주면저항력 범위 내에 있는 것을 확인 할 수 있었다.

감사의 글

이 논문은 2005년도 홍익대학교 학술연구조성비에 의하여 연구되었음.

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( 접수일 : 2006.5.15/ 심사일 : 2006.6.13/ 심사완료일 : 2006.8.3)