1. 서 론
2. 돌기 형성 현장타설말뚝
3. 돌기 형성 현장타설말뚝의 재하시험 수행 및 결과
3.1 돌기 형성 현장타설말뚝의 시험시공
3.2 양방향 재하시험 수행
3.3 양방향 재하시험 결과
4. 돌기 형성 현장타설말뚝의 설계식 검토
4.1 돌기 형성 현장타설말뚝의 설계식
4.2 설계식을 통한 돌기 형성 현장타설말뚝 지지력 산정 결과
4.3 설계식에 대한 고찰
5. 결 론
1. 서 론
말뚝 기초는 상부 구조물의 하중을 지반에 전달하여 상부 구조물의 안정성을 확보하는 매우 중요한 구조물이다. 최근 상부 구조물의 대형화 및 고층화 등 집약적 이용에 따라 기초에 전달되는 하중이 증가하면서, 제한된 수량 및 심도에 비해 높은 축방향 지지력을 확보할 수 있는 기초 구조물의 요구가 증대되고 있다. 현장타설말뚝은 지반조건과 설계하중에 따라 직경과 길이를 비교적 유연하게 조정할 수 있고, 선단을 견고한 지지층에 정착시켜 대규모 하중을 지지할 수 있다는 점에서 고층건축물과 대형 토목구조물의 기초로 널리 활용되고 있다. 그러나 지지력을 확보하기 위해 말뚝의 직경이나 암반 근입깊이를 증가시키면 시공성 및 경제성이 저하될 뿐만 아니라, 도심지와 같이 말뚝 크기 조절에 제약이 있는 현장에서는, 그 적용성에 대하여 종합적으로 검토해야 한다. 따라서 말뚝의 규모를 단순히 확대하기보다 동일한 제원에서 단위 지지력을 높일 수 있는 기술의 개발에 대한 필요성이 증대되고 있다.
암반에 근입된 현장타설말뚝의 지지 메커니즘은 암반에 근입된 구간에서 발현되는 주면 마찰력과 선단부의 선단지지력으로 구성된다. 이에, 현장타설말뚝의 지지성능을 높이기 위해서는 주면 마찰력과 선단 지지력을 증대시키는 방향으로 연구들이 진행되었다. 일반적으로, 현장타설말뚝의 지지성능을 높이기 위해서는 선단 지지력을 증가시키는 데에 개발의 초점이 맞추어져 있었다. 말뚝 선단의 형상을 변화시키거나(Martin and DeStephen, 1983; Gao et al., 2019), 선단 지압구 등을 활용하여 말뚝 선단부의 공벽에 압착함으로써 추가적인 지지력을 확보하는 방법(Lee et al., 2021; Kim et al., 2023), 그리고 선단부에 그라우트를 주입하여 굴착면의 교란 및 침전물의 영향을 감소시키며 선단부 지반을 개량함으로써 지지력을 증대시키는 방법(Ho, 2003; Dapp and Brown, 2010; Yoo et al., 2017) 등이 검토되어 왔다. 또한, 말뚝의 지지력이 발현되는 정착구간에서의 형상을 개선함으로써 주면마찰력을 증대시켜 지지력을 향상시키는 공법들(Rybnikov, 1990; Bae et al., 2020)도 개발되어 왔다.
현장타설말뚝의 주면 마찰력은 말뚝과 지반 사이의 전단 거동에 의해 결정되며, 이에 따라 암반 강도 뿐만 아니라 공벽의 형상과 거칠기에 큰 영향을 받는다. 공벽이 거칠어지면 말뚝–암반 경계면의 단순한 미끄러짐이 억제되고, 표면 돌기와 주변 암반 사이의 맞물림이 형성되어 매끈한 공벽에 비해 큰 주면저항이 발현될 수 있다. 이에 공벽 거칠기에 따른 현장타설말뚝의 주면지지력에 관한 연구는 1980년대부터 지속적으로 연구되고 있으며(Pells et al., 1980; Horvath, et al., 1983; Baycan, 1996; Nam et al., 2002), 최근까지 해외 및 국내 연구진에 의해 모형실험, 수치해석, 현장실험 등 다양한 연구 방법을 이용하여 연구가 수행된 바 있다(Seol et al., 2008; Hong and Hwang, 2019, 2023; Yan et al., 2025).
특히, Horvath et al.(1983)은 암반 근입부의 공벽을 따라 인공적으로 형성된 기하학적 요철의 형상을 정량화하기 위한 거칠기계수(roughness factor, RF)를 제시하고, 이를 고려한 단위 주면마찰력을 산정하는 경험식을 제안하였다. 이 연구 결과를 바탕으로, 공벽의 돌기 및 거칠기를 고려한 주면마찰력 설계식이 미국 연방도로국(FHWA, 1999, 2010) 시방서 및 캐나다 말뚝 설계 지침(CGS, 2006)에 등재되고, 이를 따라 국내 설계 기준에서도 관련 해설서에 관련 규정이 등재되었다(KGS, 2015).
하지만 기술적 한계 등으로 인해 현장에서 말뚝의 주면에 돌기를 인공적으로 형성하는 공법의 개발이 미진하였으며, 현장에 직접 적용된 사례는 부족하였다. 이에, Kim et al.(2024)은 3차원 수치해석을 통해 현장타설말뚝의 공벽에 돌기 형성에 의한 지지력 증대효과를 검증하였다. 그 결과 돌기 형성에 따라 현장타설말뚝의 암반 근입부에서 하중전달 메커니즘을 개선하여 주면 마찰력을 유의미하게 증가시키는 것을 확인하였다. 다만, 수치해석으로 확인된 주면 마찰력 증가 효과가 실제 현장에서도 동일하게 발현되는지, 그리고 FHWA(1999, 2010)에서 제시하고 있는 거칠기 기반의 경험식이 현장 조건에서도 유효한지에 대하여 현장재하시험 결과를 바탕으로 한 검증이 부족한 실정이다.
본 연구에서는 FHWA(1999, 2010)에서 명시하고 있는 설계식으로 산정한 돌기 형성 현장타설말뚝의 지지력과 실제 현장재하시험 결과를 비교함으로써, 설계식에 대한 적용성에 대하여 고찰하고, 향후 돌기 형성 현장타설말뚝의 설계 및 실증을 위해 고려해야 할 사항을 제시하고자 한다.
2. 돌기 형성 현장타설말뚝
돌기 형성 현장타설말뚝(이하 돌기말뚝)은 일반적인 현장타설말뚝 시공 공정 중 천공-말뚝 타설 사이에 공벽에 홈파기 단계를 추가하여 공벽과 말뚝 주면을 따라 돌기가 형성된 말뚝을 시공하는 공법이다. Fig. 1에 제시한 개념도와 같이, 말뚝 주면부에 형성된 돌기로 인해 거칠어진 측면에서 주면 마찰력이 증가하여 전체 지지력이 증대되는 효과를 유발한다.
돌기말뚝을 시공하기 위해서는 말뚝 시공 암반층까지 천공한 후 말뚝을 타설하기 전에 말뚝이 근입되는 연암층 이상의 암반층에 절삭날을 투입하여 공벽을 따라 돌기를 형성한다. 돌기 시공 장비를 활용하여 공벽의 암반을 갈아내고 파쇄함으로써 말뚝 주면부를 따라 일정한 크기의 홈을 형성함으로써 인공적인 거칠기를 유발한다. 이 돌기 형성 작업 후 근입부에 콘크리트를 타설하게되면, 암반에 파고든 돌기가 형성된 현장타설말뚝의 시공이 가능해진다. 개발한 장비를 활용한 돌기 형성 과정 및 시공 사례를 Fig. 2에 제시하였다.
3. 돌기 형성 현장타설말뚝의 재하시험 수행 및 결과
3.1 돌기 형성 현장타설말뚝의 시험시공
본 연구에서는 돌기말뚝의 시험시공 및 재하시험을 위해 인천 서구에 위치한 현장에 1본의 돌기말뚝을 시공한 후 재하시험을 수행하였다. 천공한 현장타설말뚝의 공벽에 말뚝체 형성을 위한 콘크리트 타설 전, 돌기 형성 장비를 삽입하여 돌기를 형성하였다는 점이 기존의 현장타설말뚝의 시공 공정과의 차별점이다. 시험말뚝은 연암층에 근입된 현장타설말뚝을 모사하고자 하였다. 이에, 천공시 연암층을 확인하고, 돌기를 형성한 이후, 연암층에 약 2 m 심도로 근입된 현장타설말뚝을 시공하였다. 근입층인 연암층의 일축압축강도는 지반조사에 따라 14.94 MPa 임을 확인하였으며, 시공 과정은 Fig. 3에 정리하였다.
말뚝 주면을 따라 형성되는 돌기는 주면 지지력 증대효과를 유발한다. 다만, 형성되는 돌기가 과도하게 크다거나 간격이 일정수준이상으로 촘촘해진다면, 돌기에 의한 지지력 향상 효과보다 현장타설말뚝 자체의 직경을 키우는 것이 시공비 및 공기에 유리할 수 있다. 이에, 돌기의 크기와 간격은 말뚝 직경 대비 일정한 수준으로 유지되어야 한다. 따라서, 본 연구에서는 기존 연구 사례(Horvath et al., 1983)와 개발 장비의 현장 시공 능력 등을 종합적으로 고려하여, 돌기 높이 40 mm(주면방향), 폭 35 mm(주면직교방향)의 돌기가 말뚝 주면부에 250 mm의 간격으로 설치되는 형태를 기준으로 결정하였다. 현장에서 시공된 돌기 형성 현장타설말뚝의 단면 및 측면도는 Fig. 4와 같다.
3.2 양방향 재하시험 수행
시공된 돌기말뚝에 대하여 재하시험을 수행하기 위해, 하중가압장치를 말뚝 선단에 설치하여 양방향으로 하중을 가하는 양방향 재하시험(Bi-directional load test, O-cell test)를 수행하였다. 양방향재하시험의 경우, Fig. 5에 나타낸 바와 같이, 일반적인 두부재하시험에서 필요하는 시험하중만큼의 사하중이나 반력말뚝, 반력앵커 등의 반력이 필요하지 않고, 말뚝 자체에서 발현되는 주면마찰력을 자체 반력으로 사용하기 때문에, 별도의 반력시스템이 없이도 재하시험이 가능하다는 장점이 있다.
본 연구에서는 재하용량이 400 ton 인 유압셀 6개를 활용하여 최대 2,400 ton의 하중을 돌기말뚝 선단에 재하하였다. 또한, 재하시험 방법은 KS F 2445와 ASTM D 8169의 급속재하방식을 준용하였으며, Table 1과 같이 양방향 재하시험을 실시하였다.
Table 1.
Loading method in pile load test
3.3 양방향 재하시험 결과
양방향 재하시험의 결과는 하중-침하곡선을 통해 도시하였다. 양방향 재하시험의 경우, 말뚝 선단에 위치한 O-Cell에서 하중을 재하하기 때문에, 하중-침하곡선이 상향 변위와 하향 변위를 기준으로 두 개의 하중-침하곡선이 도시된다. 재하판을 기준으로 상향 변위에 대응하는 하중값은 정재하시험에서의 주면마찰력에 해당하며, 하향 변위에 대응하는 하중값은 정재하시험에서의 선단지지력에 해당하는 값이다. 본 연구에서 수행한 양방향 재하시험의 결과를 선단부와 주면부를 분리하여 나타내면, Fig. 6에 도시하였다(Osterberg, 1995).
재하시험 결과, 재하하중 초기인 0~1,177 kN(0~120 ton) 구간에서는 재하 하중에 따른 변위가 거의 발생하지 않는 것으로 확인되었다. 이는 양방향 재하시험을 위해 설치된 유압잭과 상부의 돌기 말뚝 본체 및 하부의 암반 지반에 일부 유격이 있어, 재하 초기 단계에 유압잭이 팽창하며 말뚝 본체가 암반 지반에 접촉하는 안정화 과정에 기인한 것으로 판단된다.
최대 재하하중 23,544 kN(2,400 ton) 재하시까지 뚜렷한 파괴가 관찰되는 극한하중이나 하중-침하 곡선의 기울기가 급변하는 항복하중이 발생하지 않았으며, 상향 및 하향 변위 역시 최대 5 mm 미만(상향 변위 2.84 mm, 하향 변위 4.34 mm)로 매우 작게 나타났다. 따라서, 재하시험을 수행한 돌기 말뚝의 허용 선단 지지력 및 주면 마찰력은 모두 최대 재하하중에 안전율 2를 적용한 11,772 kN(1,200 ton) 이상이 될 것으로 판단된다.
양방향 재하시험의 경우, 상향 변위와 하향 변위가 분리되어 측정되므로, 선단 지지력과 주면 마찰력이 각각 구해진다. 이를 활용하여, 일반적인 정재하시험과 같은 말뚝 두부에서의 하중-변위 곡선을 산정할 수 있으며, 이를 등가하중침하곡선이라 한다. 등가하중침하곡선의 작도법은 Fig. 7과 같이 선단부와 주면부의 거동이 분리 측정된 하중-침하곡선에서 상향 방향과 하향 방향의 변위량이 같은 임의의 하중점을 각각 구한다. 이 하중점에 해당하는 상향 방향의 하중 값은 정재하시험에서 주면 마찰력에 해당하는 하중이고, 하향 방향의 하중 값은 정재하시험에서 선단 지지력에 해당하기 때문에 두 하중 값을 더하면 정재하시험시 말뚝 두부에 작용하는 하중과 같게 된다. 이를 여러 단계별 침하량에 대한 하중 값을 구하여 도시하여 등가하중곡선을 얻을 수 있다(Fig. 7, Osterberg, 1995).
Fig. 6의 돌기말뚝의 양방향 재하시험 결과를 바탕으로 작도한 등가하중침하곡선을 Fig. 8과 같이 도출하였다. 등가하중침하곡선에서도 뚜렷한 파괴가 관찰되는 극한하중이나 하중-침하 곡선의 기울기가 급변하는 항복 하중을 확인할 수 없다. 다만, 동일 변위에서의 주면 마찰력과 선단 지지력을 더하여 등가하중침하곡선을 작도한다는 점에서, 각 하중점에서의 주면 마찰력 및 선단지지력의 비율을 확인할 수 있다. Table 2에 등가하중곡선 작도시 구한 동일한 변위량별 주면 마찰력 및 선단 지지력을 정리하였으며, 각 단계별 주면 마찰력 및 선단 지지력의 비율을 정리하였다. 그 결과, 돌기말뚝의 전체 지지력 중 주면 마찰력과 선단 지지력의 비율은 재하하중 초기 단계(등가하중 4,137 kN 이하)을 제외하였을 때 약 66 : 34의 비율을 가지는 것으로 확인하였다.
Table 2.
Ratio of skin friction and end bearing capacity of protruded CIP pile by load test
4. 돌기 형성 현장타설말뚝의 설계식 검토
4.1 돌기 형성 현장타설말뚝의 설계식
앞서 언급한 바와 같이, 돌기 말뚝은 형성된 돌기가 현장타설말뚝 주면을 따라 거칠기를 유발하여 주면 마찰력을 증대시키는 공법이다. 이에, 현장타설말뚝의 설계에 국제적으로 활용되는, FHWA(1999, 2010)에서 제시하고 있으며, 국내 설계기준인 구조물기초설계기준(KGS, 2015)에서 준용하고 있는 거칠기 기반의 경험식의 적용성을 검토하고자 하였다.
FHWA에 따르면, 암반에 근입된 말뚝 주면부의 거칠기를 smooth 또는 rough로 분류하고, 이에 따라 말뚝 주면 마찰력 설계식을 제시하였다. 공벽에 인공적인 홈을 형성한 경우를 rough 상태로 보고 이외의 경우를 smooth로 정의하였으며, 공벽의 거칠기 조건(Smooth and Artificial rough)에 따른 주면 지지력은 각각 식 (1), 식 (2)와 같다.
식 (2)의 주면마찰력 설계식의 활용에 있어, Horvath et al.(1983)은 암반 근입부의 공벽을 따라 인공적으로 형성된 요철의 형상을 정량화하기 위한 거칠기계수(roughness factor, RF)를 제시하고, 이를 고려한 단위 주면마찰력을 산정하는 경험식을 제안하였다. 거칠기 계수를 산정하기 위한 말뚝의 직경()과 돌기의 높이(), 말뚝의 길이()와 돌기로 인한 실제 말뚝주면의 길이()에 대한 값은 Fig. 9를 참고하여 결정할 수 있다.
돌기 말뚝의 선단 지지력을 구하는 설계식은 다양한 경험식들이 제안되어 있다. 다만, 설계식에 따라 산정되는 지지력이 달라지며, 이에 따라 주면 마찰력과 선단 지지력의 비율 역시 달라지게 된다. 이에 따라, 본 연구에서는 설계식을 통한 돌기 말뚝의 주면 마찰력 및 선단 지지력의 비율을 비교하고자, 주면 마찰력 식과 동일한 기준인 FHWA(1999)에서 채택하고 있는 Zhang and Einstein(1998) 경험식을 토대로 선단 지지력을 계산하였다(식 (3)).
4.2 설계식을 통한 돌기 형성 현장타설말뚝 지지력 산정 결과
돌기 말뚝의 주면 마찰력 지지력 경험식의 적용성을 검토하기 위하여, 현장재하시험을 수행한 것과 동일한 제원의 말뚝(Fig. 4)에 대한 지지력을 산정하였으며, 이때 연암 암반의 일축압축강도는 14.94 MPa을 적용하였다. FHWA에서 제시하고 있는 식을 바탕으로 허용 선단 지지력 및 허용 주면 마찰력을 산정하고 그 비율을 비교하였다. 허용 지지력 산정 과정과 결과는 Fig. 10에 정리하였다. FHWA 식을 통해 산정한 돌기말뚝의 허용 주면 마찰력과 허용 선단 지지력의 비율은 약 64(8,337 kN) : 36(4,778 kN) 의 비율로, 재하시험을 통해 확인한 비율과 매우 유사함을 확인하였다.
4.3 설계식에 대한 고찰
기존 연구들에 따르면, 돌기 말뚝의 주면 마찰력을 산정하기 위한 식 (2)의 정확도는 상당히 높은 수준으로 확인되고 있다. FHWA(2010)에 따르면, 해당 식은 미국내에서 수행된 2 m 이하 직경의 현장타설말뚝에 대하여 인공 거칠기(artificially roughened sockets)를 적용한 후 재하시험을 수행한 결과, 훌륭한 정확도(Excellent agreement for shaft)를 나타낸다고 보고하고 있다. 또한, Yan et al.(2025)에 따르면, 인위적인 돌기말뚝에 대한 모형실험에서는 Horvath 식이 주면저항력을 산정할 때 10% 내외로 잘 맞는 것을 확인할 수 있다고 보고하고 있다.
다만, 동일한 돌기말뚝의 형상에 대한 3차원 수치해석을 수행한 연구(Kim et al., 2024)를 바탕으로, 돌기 말뚝의 주면 마찰력 및 선단 지지력의 비율이 약 41 : 59 로 산정된다. 즉, 돌기 형성으로 인한 주면 마찰력이 증대되는 것은 확실하나, 식 (2)를 통해 주면 마찰력을 설계하는 경우, 지지력 증대효과가 과대평가 될 수 있음을 의미한다.
본 연구에서 수행한 돌기 말뚝의 재하시험 횟수가 매우 적은 점, 재하시험시 항복 또는 극한지지력을 확인하지 못한 점 등의 이유로 설계식의 적용성을 정확히 확인하기에는 한계가 있었다. 추후, 돌기 말뚝에 대한 재하시험을 추가로 수행하고, 수치해석 결과와의 검증 등의 추가 연구를 통해 돌기 말뚝 주면 마찰력 설계식의 적용성을 검증하고, 필요시 설계식 보정을 통해 돌기 말뚝의 설계를 정량화 할 필요가 있다고 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 현장타설말뚝의 돌기 형성에 따른 주면 마찰력 증대 효과를 산정하기 위한 설계식의 적용성을 검토하였다. 이를 위하여 현장에서 돌기 형성 현장타설말뚝을 시공하고 양방향 재하시험을 수행하여 주면 마찰력과 선단 지지력을 산정하였으며, 전체 지지력 대비 비율을 검토함으로 FHWA에서 제시하고 있는 거칠기 기반의 경험식이 돌기 형성 현장타설말뚝에 적합한지를 검토하였다. 도출한 결과를 정리하면 다음과 같다.
(1) 돌기 말뚝의 양방향 재하시험 결과, 주면 마찰력과 선단지지력 모두 재하하중 이내에서 극한 하중 또는 항복 하중이 발생하지 않아 허용지지력을 산정할 수 없었다. 이에, 양방향 재하시험 결과를 바탕으로 등가하중침하곡선을 작도하고, 전체 지지력 중 주면 마찰력과 선단 지지력의 비율을 확인한 결과 약 66(주면) : 34(선단) 의 비율을 가지는 것을 확인하였다.
(2) FHWA에서는 인공적으로 거칠기를 형성한 현장타설말뚝의 주면 마찰력 설계식을 제시하고 있다. 이를 돌기 말뚝의 주면 마찰력을 산정하는데 적용할 수 있다. 현장재하시험과 동일한 제원의 말뚝에 대해 FHWA에서 채택하고 있는 설계식을 활용하여 주면 마찰력과 선단 지지력을 계산하고, 그 비율을 확인한 결과, 허용 지지력 기준 약 64(주면) : 36(선단) 의 비율을 가지는 것을 확인하였으며, 이는 재하시험을 통해 확인한 비율과 매우 유사한 결과이다. 이에 따라, 돌기 말뚝의 주면 마찰력 산정시, FHWA의 설계식을 적용한다면, 재하시험 결과와 유사한 하중분담 비율을 계산할 수 있을 것으로 기대된다.
(3) 다만, 동일한 제원의 돌기 말뚝에 대한 수치해석 결과(Kim et al., 2024)와 차이가 있는 점, 본 연구에서 수행한 돌기 말뚝의 재하시험 횟수가 매우 적은 점, 재하시험시 항복 또는 극한지지력을 확인하지 못한 점 등의 이유를 감안한다면, 추후 다양한 재하시험 자료를 추가로 확보하여 돌기 말뚝 주면 마찰력 설계식의 적용성을 검증하고, 설계식을 정량화 할 필요가 있다고 판단된다.
