地 盤 工 學 大 韓 土 木 學 會 論 文 集
第31卷 第6C 號·2011年 11月 pp. 231~240
광양지역 고강도 강관 항타말뚝의 설계효율 향상 방안 연구
Design Efficiency Improvement Method Research for High Strength Steel Pipe Pile at Gwangyang Area
나승민*·유한규**
La, SeungMin·Yoo, Hankyu
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Abstract
Various pile load tests were carried out at Gwangyang district for 10 different piles in order to analyze the characteristcs of steel pile using high strength steel and high driving energy. Pile drivability results showed that PHC piles needed highest total blow count even with the shortest pile length and high strength steel pipe piles showed smallest total blow count eventhough driven to a more hard ground condition with longer pile length. Pile dynamic analysis results showed that for PHC pile and general steel pipe pile the allowable pile design load was decided by the allowable material strength but for high strength steel pipe pile the design load can be decided according to the ground bearing capacity. Static load test and load transfer test results showed that the pile design efficiency could be improved over 80% allowing lesser number of piles necessary for a more eco- nomical solution. Set-up effects was analyzed and regression equation for the site ground condition was derived. Bearing capacity was checked with widely used design equation and the limitation of current design method and future technology development on this subject is dicussed in this paper.
Keywords : high strength steel pipe pile, pile driveability, pile load test, load transfer test
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요 지
소재의 고강도화와 항타에너지 상향 반영에 따른 강관말뚝의 거동특성을 분석하기 위하여 광양지역에 다양한 지름과 소재 별로 총 10본의 말뚝을 시공하여 동재하시험, 정재하시험, 하중전이시험 등의 다양한 현장재하시험을 수행하였다. 항타관입성 을 분석한 결과, PHC말뚝이 가장 많은 항타횟수와 가장 적은 관입깊이를 나타냈으며 고강도 강관말뚝에서 가장 적은 항타 횟수와 깊은 관입깊이를 확인할 수 있어 고항타에너지에 의한 효과를 파악할 수 있었다. 동재하시험결과를 말뚝별로 비교한 결과, PHC말뚝과 일반 강관말뚝의 경우에는 재료의 허용축하중이 말뚝의 설계허용지지력을 결정하는 주요 변수인 것을 확 인한 반면에 고강도 강관말뚝에서는 지반의 지지력에 의해 말뚝의 설계허용지지력이 결정되는 것을 확인할 수 있었다. 정재 하시험과 하중전이시험을 고강도 강관말뚝 2본에 대해서 수행한 결과, 말뚝의 설계효율을 80% 이상의 수준으로 향상할 수 있는 방안을 도출할 수 있었으며 이를 통해 소요 말뚝 본수 절감을 통한 공사비 절감이 가능함을 확인하였다. 대상 지역에 서의 주면마찰력 set-up효과를 분석하여 적정 회귀식을 제시하였고 선단지지력에 대해서는 기존 설계식의 한계를 분석하여 향후 기술개발 방향을 제시할 수 있었다.
핵심용어 : 고강도 강관말뚝, 항타관입성, 현장재하시험, 하중전이시험
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1. 서 론
최근 국내 말뚝시장을 살펴보면 다양한 신제품·신기술이 시장에 도입되고 있으며 설계기준 또한 SPT N값을 상향 조 정하는 등 말뚝 관련 기술의 발전이 이루어지고 있다. 이러 한 변화는 기존 시장의 대부분을 차지하고 있었던 PHC말뚝 과 강관말뚝에게 새로운 기술적 발전을 요구하고 있다.
PHC말뚝은 대구경화가 가장 중점적으로 기술적 발전이 이 루어지는 반면에 강관말뚝은 소재의 고강도화를 가장 비중
있게 연구개발되고 있다. 강관말뚝은 국내에서 처음 도입된 이래 품질의 균질성과 뛰어난 인장강도 및 휨강성으로 인하 여 오랜기간 동안 광범위하게 사용되고 있다. 그러나 최근 강재가격의 상승으로 인하여 경쟁제품과의 가격경쟁력이 약 화되면서 점점 사용처가 줄어들고 있는 실정이다. 강관말뚝 의 경쟁력 강화 방안의 일환으로 고강도 소재를 이용하는 방법은 이전 1990년대말에 기존 인장강도 400MPa급 소재 를 490MPa급 소재로 변경하는 연구가 이루어졌으며 최근에 는 고강도화가 더욱 발전하여 인장강도 590MPa급 소재를 적
*정회원·RIST 강구조연구소 책임연구원·한양대학교 공과대학 토목공학과 박사과정 (E-mail : [email protected])
**정회원·교신저자·한양대학교 건설환경공학과 교수 (E-mail : [email protected])
용하는 방법이 연구되고 있으며 호남고속철도 교각기초에 적 용되는 등 다양한 건설현장에 적용되고 있다(나승민, 2010).
강관말뚝에서 소재의 고강도화는 크게 두 가지 방향으로 적용될 수 있다. 첫째는 강도의 증가만큼을 강관 두께를 줄 임으로써 경제성을 확보하는 방안이다. 이와 같은 방법은 주 로 기존 설계식을 그대로 사용하면서 단면최적화를 확보하 여 경제성을 향상하는 방법이다. 두께 감소로 인한 강성 저 하는 강관의 특성상 지름을 증가시키는 방향으로 검토하면 기존 일반강도에서의 적정 강관 지름 및 두께를 사용하는 경우보다 약 20%의 경제성을 확보할 수 있다. 두 번째 방 법은 양호한 지반조건에서 소재의 고강도화를 최대한 사용 할 수 있는 높은 항타에너지로 말뚝을 시공하는 방법이다.
허용항타응력은 소재의 항복응력의 90% 수준으로 관리하도 록 기준화 되어 있으므로 고강도 소재를 사용할 경우 고항 타에너지로 말뚝을 더 깊은 심도까지 관입하여 시공할 수 있게 해준다. 이러한 추가 근입깊이는 보다 높은 지반의 지 지력을 확보해주어 말뚝 본당 허용 설계지지력을 향상시켜 준다. 이와 같은 방법을 사용할 경우에는 약 40% 수준의 경제성 향상이 가능하다(나승민, 2009).
본 연구에서는 앞서 언급한 두 번째 방식을 사용하여 현 장에서 재하시험을 수행하였다. 말뚝의 지름별, 두께별, 소재 의 강도별 그리고 PHC말뚝과의 상호비교를 위해 총 10본의 말뚝에 대한 현장재하시험을 수행하였다. 시험결과를 토대로 지지력 특성을 분석하였으며 적정 설계지지력을 도출하여 강 관말뚝에서 소재의 고강도화로 얻는 특징을 살펴보았다.
2. 이론적 배경
2.1 말뚝 선단지지력 설계식의 발전동향
말뚝의 선단지지력을 정량적으로 규명하기 위한 연구는 1930년대 중반 Caquot and Buisman에 의해 시작되어 Prandtl and Reisner의 관입파괴에 대한 연구가 그 후 다양하게 확 장되었다. 실질적으로 다양한 선단부의 파괴형태에 따른 이 론적 지지력 공식이 제안되었으며 1940년대의 Terzaghi, De beer and Jacky, 1950년대의 Meyerhof, Caquot, Kerisel 등은 지반을 소성체로 가장하여 파괴가 일어날 때까지 일체 의 변형을 하지 않는다고 가정하여 지지력 계수를 내부마찰 각의 함수로 표시하였다. 그 외에는 1950년대의 Skempton, Yassin, Gibson 등이 말뚝선단의 파괴를 공동확장의 경우로 가정하여 선단지지력에 대한 설계식을 제안하였다. 이러한 다양한 경우에 대해서도 극한 선단지지력은 다음과 같이 나 타낼 수 있다.
(1) 여기서, γ : 지반의 단위중량 c : 점착력
B : 말뚝의 직경 또는 폭 po: 유효상재하중 Ap: 말뚝의 단면적 Nr,Nc,Nq: 지지력 계수 sr,sc,sq: 형상계수
상기식을 사질토지반에 적용할 경우에는 c=0이며 두 번째 항은 세 번째항과 비교할 경우 그 값이 무시할 수 있을 정 도로 작으므로 생략할 수 있고, 대부분의 말뚝이 원형 또는
사각형 단면이므로 형상계수는 동일하다고 할 수 있다. 그러 므로 상기 식은 다음과 같이 재정리할 수가 있다.
(2) 현재 구조물기초설계기준에서 제시하고 있는 항타말뚝에서 의 선단지지력은 상기 식을 토대로 Meyerhof식(Meyerhof, 1976)을 국내 실정에 맞게 수정하였으며 다음 식 (3)과 같다.
(3) 여기서,
, 여기서
N60:말뚝선단부 부근의 보정 N값(표준관입시험에서 해머의 타격에너지효율을 실측하여 60%로 보정 한 N값
σ 'v:말뚝이 근입된 지반의 유효상재압(kPa)
하지만 현 기준에서는 mN '60의 상한치를 15MPa로 제한하 고 있으며 이는 SPT N값을 50으로 그리고 시공법에 따른 계수 m을 30으로 설정하여 최대치를 제한하고 있는 것을 의미한다. 그러나 매입공법에 대한 기준에서는 최종 경타시 공법 기준 m값은 25로 설정하고 N값의 최대치를 60으로 상향조정되어 반영되어 있다. 즉, 항타공법과 매입공법의 선 단지지력 상한치가 현재의 구조물기초설계기준에서는 동일한 15MPa로 되어 있다는 것을 의미한다. 현 설계기준에서는 항 타공법이 매입공법 대비 선단지지력이 동일한 수준으로 계산 되어 전체적인 경제성이 불리하도록 반영되어 있다. 일본의 경우를 살펴보면, 1990년대 매입공법에 대한 N값 최대치를 상향조정할 때 항타공법에 대해서도 N값 최대치를 60으로 상 향조정하였다. 이러한 설계지지력의 한계는 강관을 이용한 항 타말뚝의 설계효율을 46.7~66.6% 수준에 머물게 하여 경쟁력 이 악화되는 원인이 되었다. 따라서 고강도 강관을 적용한 항 타말뚝에서의 설계효율 향상을 위해서는 말뚝의 현장재하시 험을 수행하여 적정 설계지지력을 도출할 필요가 있다.
2.2 고강도 강관 적용에 따른 추가 검토사항
말뚝의 설계지지력은 재료의 허용하중, 지반의 지지력, 침 하량에 의해 결정된다. 지반조건이 우수하여 상당히 높은 지 지력을 확보할 수 있을 경우에는 재료의 허용하중을 증가하 여 설계지지력을 키우면 전체 말뚝 본수를 절감할 수 있어 경제적인 설계가 가능하다. 이러한 측면에서 고강도 소재는 상당히 매력적이라고 할 수 있다. 2000년대 들어와서 미국 의 FHWA에서는 인장강도가 490MPa를 상회하는 소재를 말뚝에 대해서 적용하는 것을 검토하였으며 이에 대해서는 기술자의 판단에 의해서 자유롭게 적용할 수 있는 것으로 결론을 내렸다. 실질적으로 고강도 소재를 적용하는데에 있 어서의 검토해야 될 항목들은 불안정성(instability, 지름 대비 최소 두께), 부식, 용접성, 두부보강 등이라고 할 수 있다.
지름 대비 최소두께 규정은 말뚝에 대해서 다양한 기준들이 정립되어 있다. 가장 오래된 기준으로는 1978년 미국 Qp=Ap(cNcsc+γBNrsr+poNqsq)
Qp=Ap(poNq)
Qp=mN '60Ap
m 30 LB ---D
⎝ ⎠⎛ ⎞ 300≤
=
N '60=CNN60 CN 0.77log10 20
0.105σ 'v ---
⎝ ⎠
⎛ ⎞
= σ 'v≥23.9kN/m2
American Institute of Steel Construction(AISC) 규정으로 다음 식 (4)와 같다(FHWA, 1983).
(4) 여기서, d : 강관의 지름 t : 강관의 두께
fy: 강관의 항복응력(MPa)
강관 지름이 406.4mm일 경우에는 항복강도 240MPa (STK400)의 경우 최소 두께가 4.3mm, 항복강도 310MPa (STK490)의 경우 5.5mm, 항복강도 440MPa(STKT590)의 경우 7.9mm가 된다. 그러므로 말뚝을 항타할 경우 항복강 도 440MPa 소재의 경우 최소두께가 8mm는 되어야 한다는 것을 의미한다.
이밖에도 Canadian Foundation Engineering Manual(CFEM) 에서는 항타에너지를 6,000kJ×말뚝단면적(As)으로 규정하여 R/t와 상관없이 항타시 말뚝 손상을 방지하고 있으며 가장 엄격한 기준으로는 m당 800회 이상의 타격횟수가 필요한 항타말뚝에 대하여 최소두께 규정을 t = 6.35+D/100(mm)로 American Petroleum Institute(API) 가이드라인에서 제시하 고 있다. API 가이드라인에서는 일반 강관말뚝에 대해서는 Euler 방정식에 근거한 항복응력에 따른 국부좌굴 공식을 사 용하고 있다(API, 2007). 일본의 경우에는 강도에 따른 규 정이 별도로 없으며 도로교시방서·동해설(2002) 및 항만설 계관계자료에서는 t/D>1% 또는 9mm 이상, 건설성고시 1347호(2000)에서는 6mm 이상 또는 말뚝 직경의 1/100 이 상으로 규정하고 있다(房田 貢, 2004).
국내에서는 별도의 강관말뚝 관련 최소 두께 규정이 없으 며 도로교설계기준의 소재별 국부좌굴에 대한 허용응력을 사 용하면 되며 STKT590의 경우에는 강관의 판두께 40mm 이하에서는 다음 식 (5)를 적용하면 된다.
260(MPa) :
: (5) 여기서, R: 강관의 반지름 t: 강관의 판두께
f1:휨에 의해 강관에 압축이 발생한 쪽의 합응력 (MPa). 다만 부호는 압축응력이 부(-)로 한다.
f2:휨에 의해 강관에 인장이 발생한 쪽의 합응력 (MPa). 다만 부호는 압축응력이 부(-)로 한다.
최소 두께규정외에 부식의 경우에는 다른 강도의 소재와 동일한 부식두께 규정을 적용하면 되고 용접성의 경우에는 새로운 소재에 대하여 별도의 용접재료 및 표준용접절차서 를 제공해야 되고, 두부보강은 증가된 설계지지력에 적절하 게 상세설계를 해주면 된다.
3. 말뚝재하시험 3.1 시험계획 3.1.1 재하시험계획
본 논문의 대상 현장은 POSCO 광양제철소내에 위치한 플랜트기초 현장이였으며 매립층 5.6m 이후 심도 40.2m까 지 퇴적층이 존재했으며 이후 약 4m의 모래자갈층 그리고 얕은 풍화암층과 이후 연암층이 존재하였다(그림 1 참조).
총 10개의 말뚝을 대상으로 시험을 수행하였으며 이는 강 관말뚝의 경우에는 강도별, 지름별, 두께별, 선단부 개단/폐 단별 구분하여 시험계획을 수립하였고 원설계에 반영되었던 PHC말뚝(PHC600A)에 대해서도 재하시험을 수행하여 고강 도 강관말뚝과의 지지력 특성을 비교하였다. 말뚝간의 간격 은 D406.4mm의 경우 최소 4.92D, 508.0mm의 경우 최소 3.94D로 배치하여 군말뚝 효과를 최소화하였다. 이러한 간격 은 선단지지력에는 영향이 거의 없으며 주면마찰력에는 일 부 과소평가되는 부정적인 영향이 있을 수 있으나, 실질적으 로는 큰 영향이 없을 것으로 판단하였다. 시험에 적용된 말 뚝별 사양과 재하시험배치도는 표 1 및 그림 1과 같다.
3.1.2 파동이론에 의한 관입성 분석
본 말뚝의 시공이전 항타관입성과 지지력 특성을 분석하기 위하여 파동이론을 이용한 GRLWeap 해석을 수행하였다.
GRLWeap 해석은 풍화암층에 대한 명확한 반영이 어려운 관계로 해석결과로부터 정확한 관입깊이, 예상지지력, 항타 압축응력을 도출할 수 없으나 각 지름별, 두께별, 해머중량별 상대적 비교를 수행할 수 있다. 이때 일반강도인 STK400재 의 허용항타응력은 220MPa이며 STKT590재의 허용항타응 력은 396MPa이다. 분석결과, 항타기의 램중량과 강관의 지 름에 따라 고강도 강관을 적용하는 효과의 차이가 나타났으 며 D508.0×12t와 D558.8×12t를 13톤 해머로 시공할 경우 에는 최대 항타압축응력이 일반강도의 허용항타응력(220 MPa) 내에 속하므로 일반강도를 사용하여도 별 항타관입성 에 차이가 없는 것으로 나타났으며 그 외의 경우에는 소재 의 고강도화 효과를 충분히 확보할 수 있는 것으로 판단되 었다(표 2 참조).
3.2 시험결과
모든 말뚝에 대해서는 항타 전과정에 대한 EOID와 3차례 의 restrike를 수행한 동재하시험이 진행되었으며 강재 슬래 브를 이용한 사하중방식의 정재하시험 2회(HSP4-1, HSP5- 1), 인발재하시험 2회(HSP4-2, HSP5-2), 수평재하시험 4회 d
---t 22753.5 fy ---
≤
R αt ( )--- 25≤ 260 0.83 R
αt--- 25–
⎝ ⎠
⎛ ⎞ MPa( )
– 25 R
αt--- 200≤
<
α 1 φ= +10--- φ f1–f2 f1 ---
=
표 1. 재하시험 말뚝의 사양
말뚝종류 및 규격 재질 등급 수량 말뚝번호 비고
φ406.4×12(t) 강관말뚝
STK400 1 SP4-1 비교용
STKT590
1 HSP4-1 하중전이 센서부착 1 HSP4-2 경사계 부착 1 HSP4-3 선단부 폐단 1 HSP4-4 ring plate 미부착
φ508.0×12(t) 강관말뚝
STK400 1 SP5-1 비교용
STKT590
1 HSP5-1 하중전이 센서부착 1 HSP5-2 경사계 부착 1 HSP5-3 선단부 폐단 φ600×90(t)
PHC말뚝 A-type 1 PHC-1 비교용
(HSP4-1, HSP4-2, HSP5-1, HSP5-2)를 수행하였다(그림 2 참조). 하중전이시험은 정재하시험 2회 모두 수행하여 깊이 별 지지력 특성을 도출하였다.
3.2.1 항타관입성
말뚝별 최종 근입깊이와 총 타격횟수를 비교하여 항타관입 성을 살펴본 결과, PHC말뚝과 선단부가 폐단인 강관말뚝이 유사한 최종 근입깊이 40.5~41.9m를 나타냈다. 이는 모래자 갈층 상단이며 선단부의 모양에 따라서 N값이 50/14 수준인 이 지반층을 13톤 해머(최대 stroke 1.2m)로는 관통하지 못 하는 것을 확인할 수 있었다. 반면에 강도와 상관없이 개단 면의 강관말뚝은 최종 근입깊이가 44.9~45.3m로 나타나 모 래자갈층을 관통하고 그 이후의 풍화암층에 근입되는 것을 확인할 수 있었다. 대상 지반의 특성상 풍화암층이 1m 내외 로 상당히 얕고 곧장 연암층이 출현하므로 그 이상의 관입 은 현실적으로 어려울 것으로 판단된다.
총 타겻횟수를 분석한 결과 PHC말뚝의 경우 40.5m를 근
입하는데 총 1218회(최종관입량 3mm)를 타격하여 가장 많 은 타격횟수가 필요한 것으로 나타났고, 고강도와 일반강도 간에는 크게 차이가 나타나진 않으나 고강도가 약간 더 적 은 타격횟수로 해당 근입깊이에 도달하는 것을 알 수 있었 다. 고강도의 경우 EOID에서의 최종관입량을 1.3~2.8mm로 관리하였으며 일반강도의 경우에는 1.0~2.3mm로 관리하였다.
고강도 강관말뚝의 최종관입량을 좀 높게 설정한 이유는 동 재하시험시에 restrike 단계에서 추가적인 항타로 최종관입량 이 1.0mm에 도달하므로 사전에 1.0mm로 설정할 경우 추 가 항타로 인한 지반지지력의 증가를 사전에 방지하기 위해 서였다. 전체적인 타겻횟수를 분석해 본 결과, 본 말뚝 시공 시에는 고강도 강관말뚝이 가장 빠른 시간에 항타종료를 할 수 있으며 PHC말뚝이 가장 오래 걸리는 것으로 판단되었다.
3.2.2 동재하시험
정재하시험용 말뚝을 제외한 모든 말뚝에서 동재하시험을 항타전공정에 걸친 EOID와 3차례의 restrike(1~3일후, 1주일 그림 1. 재하시험 파일 배치도 및 지반조사 결과
표 2. GRLWeap 해석결과
말뚝규격(mm) 항타
장비 단면적
(cm2)
Driveability분석결과 Bearing Graph 분석결과
관입깊이예상 항타압축응력
(MPa) 예상 극한지지력
(KN) 항타압축응력
(MPa) φ355.6 9t
램중량13ton
98 49.6 301 3100 340
φ406.4 9t 112.4 49.6 283 3300 316
12t 148.7 49.6 236 3850 269
φ508.0 9t 141.1 49.6 251 3670 276
12t 187.0 49.6 207 4400 229
φ558.8 12t 206.1 49.6 194 4700 211
φ355.6 9t
램중량16ton
98 49.6 310 3500 342
φ406.4 9t 112.4 49.6 314 3700 353
12t 148.7 49.6 281 4270 323
φ508.0 9t 141.1 49.6 298 4220 333
12t 187.0 49.6 250 4900 278
φ558.8 12t 206.1 49.6 236 5300 259
후, 3주후)를 수행하였으며 HSP4-2와 HSP5-2의 주면마찰력 분포를 살펴보면 다음 그림 3과 같다. 그림 3을 살펴보면, 전체적으로 시간이 경과하면서 set-up 효과가 나타나 주면마 찰력이 증가하는 것을 볼 수 있다. 이는 HSP4-2와 HSP5-2 에서만이 아니라 전체 말뚝에 대해서 나타났다. 최종 restrike 단계에서의 주면마찰력을 살펴보면 심도가 증가하면 서 주면마찰력이 증가하나 최종 심도 근처에서는 주면마찰 력이 오히려 줄어드는 경향이 나타난다. 이는 13톤 해머를 최대 1.2m의 stroke으로 항타하여 가한 항타에너지로는 고강 도 강관말뚝의 restrike 단계에서의 주면마찰력과 선단지지력 을 정확하게 판단하기에는 에너지가 부족한 것으로 볼 수 있다. 이럴 경우에는 EOID의 선단지지력과 최종 restrike의 주면마찰력을 합성하고 안전율 2.0으로 나누어 지반의 허용 지지력을 도출할 수 있다(표 3 참조).
합성지지력을 이용하여 지반의 허용지지력을 산출한 결과, 선단부 폐단면인 경우가 동일 규격의 말뚝 대비 지지력이 약 85% 수준으로 나타났다. 즉, 개단면을 이용하여 약 45m 의 근입깊이를 확보한 말뚝 보다 폐단면을 이용하여 약 41m의 근입깊이를 확보한 말뚝의 지지력이 15% 더 작게 나타났다. 지반의 허용지지력을 살펴보면 지름 406.4mm에서 는 일반강관과 폐단면을 이용한 고강도 강관말뚝의 지지력 이 유사하게 나타났으며 고강도 강관말뚝이 약 17% 더 높 은 지지력을 보였고 지름 508.0mm에서는 고강도 강관말뚝
이 약 13% 더 높은 지지력을 나타냈다. 더 큰 지름에서 지지력 차이가 줄어든 이유는 본 시험에서 사용한 13톤 해 머 및 1.2m 낙하고가 지름 508.0mm에서는 406.4mm 보다 항타에너지가 부족했기 때문으로 사료된다. 실제 항타응력을 살펴보면, 지름 406.4mm에서는 일반강도에서 램 낙하고를 0.7m로 제한하여 허용항타응력을 넘지 않도록 관리하였을때 발생한 최대 항타응력이 231.2MPa로 나타난 반면에 고강도 강관말뚝에서는 폐단면에서 253.0MPa가 발생했으며 개단면 에서는 267.7~282.2MPa가 발생하였다. 지름 508.0mm의 경 우에는 일반강도에서 210.5MPa(램 낙하고 1.0m)가 발생했 으며 고강도의 경우에는 폐단면에서는 218.8MPa, 개단면에 서는 254.0~268.7MPa로 지름 406.4mm 대비 항타응력이 전부 줄어든 것을 알 수 있다.
PHC말뚝의 경우에는 지름이 600mm인 관계로 주면마찰력 과 선단지지력이 가장 크게 나타났으며 실제 설계단계에서 는 허용축방향하중이 236톤인 관계로 지반의 지지력을 최대 한 활용할 수 없으며 재료강도 위주로 설계가 이루어지게 된다. 즉, 동재하시험에서 도출된 허용지지력만을 갖고 판단 할 경우에는 일반강도와 PHC말뚝의 경우에는 본 지반조건 에서 말뚝의 설계가 재료의 허용축하중으로 설계되나 고강 도 강관말뚝의 경우에는 지반의 허용지지력으로 설계되는 것 을 알 수 있다.
그림 2. 재하시험 전경
그림 3. HSP4-2와 HSP5-2의 동재하시험 단계별(EOID, R1, R2, R3) 주면마찰력 분포
3.2.3 정재하시험
강재 슬래브를 이용한 사하중 방식의 정재하시험은 말뚝 시공 30일후에 이루어졌으며 시험결과는 표 4와 같다.
STKT590 고강도 강관으로부터 얻을 수 있는 최대 지지력을 확인하기 위하여 최대시험하중은 재료의 허용하중을 기준으 로 계획했으며 D406.4×12t의 경우 969.0톤(재료 허용하중 323톤의 300%)이며 D508.0×12t의 경우에는 1015톤(재료 허용하중 406톤의 250%)으로 계획하였다. 그러나 D508.0×
12t에서는 명확한 극한하중이 나타나지 않아서 사하중에서 허용되는 최대하중인 1055.6까지 재하하였다.
잔류침하량을 토대로 살펴보면, D406.×12t의 경우에는 53.41mm로 항복하중을 판정하는 DIN의 잔류침하량 기준 10.16mm(말뚝지름의 2.5%)를 크게 초과하여 극한하중을 확 인할 수 있었으나 D508.0×12t의 경우에는 23.11mm로 DIN 기준 12.7mm의 약 2배의 잔류침하량을 확인했으며 명확하 게 극한하중을 확인했다고 할 수 없었다. 각 말뚝별 하중-침 하량 곡선은 그림 4와 같다.
정재하시험을 Davisson's method, S-logt, logP-logS, 전침 하량 기준(P-S curve), DIN4026, dS/d(logt)-P으로 분석한 결과는 다음 표 5와 같다. Hansen의 전침하량 기준은 극한 하중을 과소평가하고 Davisson의 방법은 항복하중을 과대평 가하는 것으로 나타났다. 이러한 분석결과의 차이는 시험말 뚝과 실험방법의 특성에 기인한 것으로 전침하량 기준 (10%D)의 경우 지름 대비 길이가 큰 말뚝에는 지지력을 과 소평가하고, offset 침하량(탄성변형량)을 기준으로 삼는 Davisson방법은 지지력을 과대평가하는 경향을 반영한 것이 다. 또한 S-logt방법은 급속재하시험에서의 짧은 하중유지시 간으로 인하여 뚜렷한 항복점이 나타나지 않았다. 반면에
DIN4026, logP-logS, dS/d(logt)-P의 경우에는 유사한 항복 하중을 나타내었으며 이를 토대로 안전율 2.0을 반영해 허용 지지력을 도출하였다. 이를 통해 구한 허용지지력은 D406.4
×12t의 경우 344톤/본이여 D508.0×12t의 경우 419톤/본이 다. 이러한 하중 수준은 동일 지름 대비 기존 일반강도 강 관말뚝에서의 설계지지력 보다 약 3배에 이르는 수준으로 표 3. CAPWAP 분석에 의한 허용지지력 산출결과
구분 근입
깊이(m)
EOID와R3별 최종타격당 관입량(mm/blow,)
CAPWAP 분석결과 합성 지지력
EOID 선단 +R3 주면(톤)
지반의 허용 지지력(톤,
FS=2.0) 비고
주면 마찰력
(톤, R3) 선단 지지력 (톤, EOID)
SP4-1 45.0 ≤1, ≤1 288.7 205.4 494.1 247.1
HSP4-1 45.3 1.3, - - 333.3 - - 정재하시험용
HSP4-2 45.3 2.4, ≤1 284.4 280.1 564.5 282.3
HSP4-3 41.9 2.5, ≤1 213.6 301.2 514.8 247.4 선단부 폐단
HSP4-4 44.9 2.8, ≤1 276.1 313.1 589.2 294.6
SP5-1 45.1 2.3, ≤1 292.9 264.1 557.0 278.5
HSP5-1 45.3 1.4, - - 373.2 - - 정재하시험용
HSP5-2 45.2 2.0, ≤1 314.1 317.9 632.0 316.0
HSP5-3 40.8 2.8, ≤1 299.1 263.2 562.3 281.2 선단부 폐단
PHC-1 40.5 3.0, ≤1 380.2 367.4 747.6 373.8
-R3: 3차 restrike
-Davisson방법으로 CAPWAP 분석한 결과에 안전율 2.0 적용
표 4. 정재하시험 결과 요약
시험말뚝번호 추정
설계하중 (톤)
시험하중최대 (톤)
전체침하량 (mm) 잔류침하량 (mm)
설계 하중의
100% 단계 설계 하중의
200% 단계 최대 시험
하중 단계 설계 하중의
100% 단계 설계 하중의
200% 단계 최대 시험 하중 단계
HSP4-1 323 969.0 17.48 54.71 144.05 1.95 5.28 53.41
HSP5-1 406 1055.6 20.17 62.15 103.30 0.80 6.34 23.11
그림 4. 정재하시험의 하중-침하량 곡선
STKT590 고강도 강관을 사용하고 고항타에너지로 지반에 관입할 경우 지반의 지지력을 최대한 이끌어낼 수 있어 경 제적인 대안이 될 수 있다는 것을 의미한다.
3.2.4 하중전이시험
하중전이시험에는 각 말뚝별 19개 지점에서 180도를 기준 으로 각 지점에서 2개씩의 Geokon사의 진동현식 스트레인 표 5. 정재하시험결과로부터의 허용지지력 분석 결과
구분 하중/
지지력
Hansen의 전침하량기준 (10%D, Fs=3.0)
DIN4026의 순침하량기준 (2.5%D, Fs=2.0)
S-log t (Fs=2.0)
log P log S (Fs=2.0)
dS/d(log t) P (Fs=2.0)
Davisson (Fs=2.0)방법
D406.4×12t 극한 또는 항복하중 540 708 - 680 680 969.0
허용 지지력 180 354 - 340 340 484.5
D508.0×12t 극한 또는 항복하중 710 907 - 800 807 1055.6
허용 지지력 236.7 453.5 - 400 403.5 547.8
그림 5. 하중전이시험 결과
치에서의 주면마찰력(t-z curve)과 선단지지력(q-z curve)을 구분하여 지지력을 확인할 수 있었으며 시험결과는 다음 그 림 5와 같다. D406.4×12t 강관의 경우에는 최대시험하중에 서의 선단지지력이 491.2톤으로 D508.0×12t의 421.8톤 보다 더 크게 나타났다. 이는 앞서 언급한바와 같이 D406.4×12t 에서는 극한하중을 확인할 수 있어서 상부에서 가한 하중이 선단까지 많이 전달되었다고 볼 수 있다. 반면에 D508.0×
12t에서는 선단까지 재하하중이 충분하게 전달되지 않는 것 을 의미한다. 항복하중을 기준으로 각 말뚝별 주면마찰력과 선단지지력의 비율을 살펴보면, D406.4×12t의 경우에는 항 복하중 689톤에서 선단지지력 201.2톤과 주면마찰력 478.8 톤으로 1:2.5, D508.0×12t의 경우에는 항복하중 838톤에서 선단지지력 238.1톤과 주면마찰력 599.9톤으로 1:2.5로 두 말뚝 모두 항복하중에서는 선단지지력과 주면마찰력이 유사 하게 1:2.5의 비율을 나타냈다.
4. 시험결과 분석 4.1 시간경과효과 분석
대상 지반조건에서의 시간경과효과를 파악하기 위해 항복 하중에 대한 회귀분석을 수행하였다. 회귀분석은 동재하시험 결과와 정재하시험결과를 모두 반영했으며 R2값 0.9738에서 의 회귀식을 도출하였다. 동재하시험결과만을 놓고 살펴보면 주면마찰력은 최대 560%까지 증가하는 것을 확인했으며 (D508.0×12t, 17일), 이때의 선단지지력은 44% 감소하였다.
이는 주면마찰력의 증가로 인하여 시험시 사용한 항타에너 지로는 선단지지력을 충분히 고려하지 못한다는 것을 의미 한다. 전체적인 지지력은 17~18일후에는 약 122%로 증가하 는 것을 확인할 수 있었다. 반면에 정재하시험에서의 항복하
중을 반영하면 전체지지력은 30여일후 약 185%로 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 이때 하중전이시험에서 얻은 항복하 중에서의 주면마찰력과 선단지지력을 살펴보면, 주면마찰력 은 780~1148% 증가하며 선단지지력은 60~64% 수준으로 감소한다. 즉, 30여일후 주면마찰력은 크게 증가하여 set-up 효과가 상당한 것을 알 수 있으며 이때 극한하중까지의 시 험결과도 동재하시험의 2차 restrike 수준의 선단지지력 감소 를 나타내는 것을 알 수 있었다.
4.2 부마찰력에 대한 검토
본 현장에서는 매립층 아래 연약점토층이 있어 부주면마찰 력을 고려할 필요가 있었으며 하중전이시험 결과를 이용하여 부주면마찰력을 고려한 허용지지력을 도출하였다. 중립점 위 치는 N치 8 이하에 해당되는 깊이 21m와 중립점 계수 1.0 을 가정하여 검토하였으며 다음 식 (6)을 이용하여 구했다.
(6) 여기서, Qa: 말뚝의 설계허용지지력 Qb: 선단지지력
Qps: 주면마찰력, ( ) Qns: 부주면마찰력
F.S : 안전율(극한하중 3.0, 항복하중 2.0)
하중전이시험결과로부터 얻은 단위면적당 주면마찰력을 이 용하여 구한 양의 주면마찰력(총 주면마찰력 - 중립축 위의 주면마찰력)에서 부주면마찰력을 빼고 극한하중과 항복하중 이 나타난 각각의 말뚝별 하중에 대하여 안전율을 3.0과 2.0을 반영하여 설계허용지지력을 구했다. 이는 구조물기초설 계기준의 공식을 이용한 것이며 이를 통해 얻은 설계허용지 지력은 D406.4×12t에서 극한하중 기준을 반영하여 267톤, D508.0×12t에서는 항복하중 기준을 반영하여 309톤이였다.
4.3 허용 압축 설계하중 분석
지금까지 정리한 여러 가지 방법으로 도출된 설계허용지지 력을 정리하면 표 6과 같다. 각각의 재하시험결과, 부마찰력 을 고려한 허용지지력, 재료의 허용 축하중(세장비 및 현장 용접이음에 의한 저감율 반영)을 고려하여 적정 설계허용지 지력을 도출하였다. D406.4×12t에서 200톤은 재료의 허용축 하중 대비 83.7% 수준이며, D508.0×12t에서 275톤은 재료 의 허용 축하중 대비 79.7%이다. 실질적으로 본 시험과 같 이 다방면에서 설계허용지지력을 고려했을 경우에는 설계효 율(설계허용지지력/재료의허용축하중)을 더 높일 수 있으나 본 현장에서는 고강도 강관말뚝의 첫 시도인 관계로 보수적 인 설계허용지지력을 도출하였다. 재료의 품질관리와 현장에 서의 용접품질 관리가 가능하다면 설계효율을 90% 이상 되
Qa Qb+Qps–Qns ---F.S
=
Qns=βσ 'vAs 그림 6. 시간경과에 따른 지지력 변화
표 6. 설계허용지지력 분석 결과
구분
재하시험결과 허용 재료
축하중 (톤)
부마찰력을 허용지지력(톤)고려한
적정 허용 설계지지력 (톤, 설계효율) 허용지지력(톤)정재하 동재하 허용지지력
(톤, FS=2.0)
D406.4×12t 344 282 239 267 200 (83.7%)
D508.0×12t 419 316 345 309 275 (79.7%)
도록 설계하는 것도 경제적인 측면에서 좋은 판단이 될 수 있다.
4.4 기존 설계식의 선단지지력 개선사항 분석
말뚝의 허용지지력중 주면마찰력은 재하시험시 보다 정확 한 단위면적당 주면마찰력과 시간경과효과를 반영하여 구할 수 있으므로 기존 설계식과의 정확한 비교는 어려우므로 여 기서는 생략하고 선단지지력만을 검토해보면, 일반적으로 설 계시 사용하는 선단지지력은 앞서 언급한 식 (2)와 같다. 여 기서 m은 항타공법이므로 30을 사용하고 N값은 상한치 50 을 사용하면 극한선단지지력은 D406.4×12t에서 194.6톤이며 D508.0×12t에서는 304.0톤이 된다. 이를 안전율 3.0으로 나 눠주면 각각 64.9톤과 101.3톤이 된다. 이는 하중전이시험결 과에서 얻은 선단지지력 100.6톤(항복하중에서의 선단지지력 201.2톤÷안전율 2.0)과 119.1톤(하중하중에서의 선단지지력 238.1톤÷안전율 2.0)에 비해 64.5%와 86% 수준이다. 더불 어 동재하시험의 EOID에서 얻은 선단지지력 153.4톤((333.3 +280.1)/2÷안전율 2.0)과 172.8톤((373.2+317.9)/2÷안전율 2.0)에 비해서는 42.3%와 58.7% 수준이다. 동재하시험결과 와 정재하시험결과간의 선단지지력의 차이는 앞서 언급한 시 간경과효과에 의한 주면마찰력의 set-up 효과에 기인하며 이 는 말뚝의 지지력이 정해진 선단지지력과 주면마찰력에 의 해서 계산식과 같이 구분되는 것이 아니라 하중수준, 재하시 기, 재하방법 등의 변수에 의한 상이한 하중전이매카니즘을 실질적으로는 갖고 있다는 것을 의미한다. 구해진 선단지지 력을 토대로 기존의 식을 구분해 보면 표 7과 같다.
표 7과 같이 기존의 설계식이 선단지지력을 42.3~85.1%
의 상당히 낮은 수준으로 고려하고 있는 것을 알 수 있다.
D406.4×12t말뚝(평균 51.5%)이 D508.0×12t말뚝(평균 69.7%) 보다 더 낮은 백분율을 나타내는 것은 고강도 강관과 고항 타에너지로 시공하는 방법을 기존의 설계식이 충분히 고려 하지 않고 있음을 의미하며 지름 508.0mm에서는 13톤 해 머의 최대 낙하고 1.2m에서는 고강도화에 의한 효과를 충분 히 고려할 수 없음을 의미한다. 향후 보다 고효율의 고항타 에너지로 시공할 수 있는 장비가 개발된다면 설계식의 m값 의 변화가 필요하겠지만, 기존의 장비를 이용하여 고항타에 너지로 시공할 경우에는 기존의 N값 상한치인 50을 일본의 기준과 동일하게 60으로 상향 조정해도 전혀 문제가 없다는 것을 확인할 수 있었다. 실질적으로 고강도화를 그나마 활용 할 수 있었던 지름 406.4mm에서는 N값이 60 이상이 되어 도 전혀 문제가 없음을 알 수 있으며 고항타에너지에 의한 시공방법시 현 설계식이 약 50% 수준밖에 고려하지 못하고 있으므로 N값의 상한치가 60을 넘어갈 수도 있다는 것을
의미한다. 즉, 추가적인 항타에너지로 인하여 지반관입성이 좋아지고 보다 견고한 지반에 관입될 수 있으면 선단지지력 을 추가 반영해도 된다는 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 논문에서는 STKT590 소재를 이용한 고강도 강관말뚝 에 대해서 광양지역 지반조건에서 다양한 말뚝 재하시험을 수행하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
1.일반강관(STK400), PHC A종, 고강도 강관(STKT590) 소 재별로 말뚝을 시공한 결과, PHC말뚝, 일반강관, 고강도 강관 순으로 항타횟수가 가장 많이 소요되었다. 동일한 항 타종료 기준에서 지반의 최종 관입깊이는 강도의 차이 보 다는 선단부 형태(개단, 폐단)에 따라 상이했으며 폐단말 뚝의 경우 모래자갈층을 관통하지 못했으며 개단말뚝의 경 우에는 모래자갈층을 관통하여 풍화암층에 근입되는 것을 확인할 수 있었다.
2.동재하시험을 통해 총 10종류의 말뚝에 대한 재하시험을 수행한 결과, 일반 강관말뚝과 PHC말뚝의 경우에는 재료 의 허용축하중에 의해 설계허용지지력이 결정되었으며 고 강도 강관말뚝의 경우에는 지반의 지지력에 의해 설계허 용지지력이 결정되는 것을 확인할 수 있었다. 즉, 양호한 지반조건에서는 고강도 강관말뚝을 적용함으로써 말뚝의 설계효율을 높일 수 있으며 이는 말뚝 소요 본수의 절감 으로 인한 경제성 향상방안이 될 수 있음을 의미한다.
3.정재하시험과 하중전이시험을 지름 406.4mm와 508.0mm 의 두 말뚝에 대해서 수행한 결과, 총 6개의 항복하중 판 단방법중 3가지를 이용하여 적정 항복하중을 도출할 수 있었으며 Hansen의 전침하량 기준과 Davisson 방법은 너 무 적거나 큰 항복하중을 나타내어 본 현장에서는 부적절 한 것으로 판단되었다. 설계효율을 높이고 말뚝 본 당 설 계지지력이 커질 경우에는 Hansen의 전침하량 기준과 같 이 지름에 의한 항복하중 산정법은 항복하중을 너무 과소 평가했으며 Davisson의 방법에서는 긴말뚝에 대해서 탄성 침하량을 너무 많이 고려하게 되어 항복하중을 과대평가 하는 경향을 확인할 수 있었다. 하중전이시험결과로부터 본 지반조건에서는 선단지지력과 주면마찰력의 비율이 항 복하중에서 약 1:2.5인 것을 확인할 수 있었다.
4.대상 지반에서의 set-up 효과를 분석한 결과, 상당한 많은 set-up이 일어나는 것을 확인했으며 동재하와 정재하시험 모두 말뚝 설치후 일정 기간이 지나면 명확한 선단지지력 을 파악하기 힘들다는 것을 확인할 수 있었으며 본 현장 에서의 set-up 효과에 대한 회귀곡선을 제시할 수 있었다.
표 7. 기존 설계식과 재하시험별 선단지지력의 비교
말뚝종류 계산식
(톤)
정재하시험결과 동재하시험결과 정동재하시험결과 평균
지지력
(톤) 백분율
(%) 적정
N값 지지력
(톤) 백분율
(%) 적정
N값 지지력
(톤) 백분율
(%) 적정
N값
D406.4×12t 64.9 100.6 64.5 78 153.4 42.3 118 135.8 47.8 105
D508.0×12t 101.3 119.1 85.1 59 172.8 58.7 85 154.9 65.4 76
-백분율은 재하시험결과 대비 계신식의 수준을 의미한다.
-적정 N값은 선단지지력=30*N*Ap의 공식에 대입시 도출되는 N값을 의미한다.
5.부마찰력을 고려하여 설계허용지지력을 분석한 결과, 설계 효율을 80% 이상으로 향상할 수 있는 것을 확인할 수 있었으며 D406.4×12t의 경우 설계효율 83.7%에서 설계허 용지지력 200톤/본, D508.0×12t의 경우 설계효율 79.7%
에서 설계허용지지력 275톤/본을 제시할 수 있었다.
6.기존의 SPT N값을 이용한 선단지지력 계산식과 본 실험 결과들을 비교한 결과, 항타말뚝의 N값 상한치를 60까지 사용해도 문제가 없을 것으로 판단되었으며 고항타에너지 에 의한 고강도 강관말뚝의 경우에는 고항타에너지가 강 관말뚝에 미치는 영향과 효과를 분석하여 30 이상의 m값 의 적용가능 여부 분석이 필요할 것으로 사료되며 최종 관입되는 지반조건과의 비교를 통하여 60 이상의 N값 적 용가능 여부에 대한 연구가 필요할 것으로 판단되었다.
감사의 글
이 논문은 2011년도 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한국 연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(No. 2011-0027655).
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