1. 서 론
2. 선단 확장형 마이크로파일
3. 3차원 수치해석
3.1 해석조건
3.2 입력물성치
3.3 해석단계
4. 결과분석
4.1 지반별 고정 지압구 팽창에 따른 거동특성 분석
4.2 원심모형실험 조건 수치해석 결과 비교
4.3 고정 지압구 형상 개선안
4.4 현장조건에서의 선단 확장형 마이크로파일의 거동특성 분석
5. 결 론
1. 서 론
마이크로파일(Micropile)은 1950년대 초반 이탈리아에서 건축물 기초보강을 목적으로 개발된 소구경 현장타설말뚝으로, 시공방법이 간단하고 공사비용이 상대적으로 저렴하여 건축물을 비롯한 각종 구조물의 보수보강 및 증축 시 기초보강에 활용되고 있다(Han et al., 2013). 마이크로파일 초기 도입 시, 주로 소규모 건축물 기초보강에 적용되었으며, 강봉을 설치한 뒤 그라우트를 타설하여 ‘X’자 형태로 설치하였으나, 이후 공법의 지속적인 발전으로 여러 가지 형태의 마이크로파일이 개발되었다(Kim et al., 2021). 국내에서는 크롤러드릴(Crawler Drill)을 활용한 마이크로파일 시공이 주로 적용되는데, 지반을 목표심도까지 천공한 뒤 강봉을 삽입하고 그라우트를 타설하는 방식으로 시공되는 공법이다. 이러한 공법은 대형장비를 설치하기 어려운 기존구조물의 기초보강이나 연약지반에 시공되는 가교 기초 등에 주로 활용된다(Lee and Im, 2006; Hwang et al., 2018; Kim et al., 2021). 또한, 마이크로파일은 대구경 말뚝에 비해 시공 중 공사소음이나 진동발생이 적어 민원문제에 민감한 도심지에서도 널리 적용되고 있다. 그러나 마이크로파일은 시공 메커니즘 상 시공 대상 지반의 특성에 큰 영향을 받게 된다. 연약한 점토 지반에서는 그라우트의 침투성이 저하되는 현상이 발생할 수 있으며, 지하수위가 높은 곳에서는 그라우트가 고결되는데 보다 오랜 시간이 소요될 수 있다. 또한, 균열 및 절리가 발달된 암반이나 진동영향을 크게 받는 지반에서는 강봉과 그라우트체의 부착력이 감소될 우려가 있으며, 나아가 분리될 위험성도 존재한다(Lee et al., 2021).
위와 같은 시공 상의 문제점을 극복하고자, 선단 확장형 마이크로파일이 개발되었다(Lee et al., 2021). 선단 확장형 마이크로파일 공법은 강봉 말단에 3단 활착형 고정 지압구를 설치하고, 지반 천공 후 설치된 강봉에 연직하중을 재하하여 고정 지압구의 활착을 통해 선단 면적을 확장시키며, 나아가 공벽에 쐐기수평력이 발휘되어 지지력을 증대시키는 공법이다. Fig. 1에 선단 확장형 마이크로파일의 연직하중 재하에 따른 거동을 도시하였다. 이와 관련하여, 선단 확장형 마이크로파일에 대한 3차원 수치해석 연구가 수행되었으며, Lab-scale과 Field-scale에서의 지지 메커니즘과 지지력 증대효과를 분석하였다(Lee et al., 2021). 또한, 고정 지압구의 설치효과를 검증하기 위하여 원심모형실험이 수행되었으며, 실제 크기 고정 지압구를 설치하여 강봉 관입에 따른 팽창 거동을 관찰하였다(Kim et al., 2021). 그러나, 수치해석에서 연직하중 재하에 따른 고정 지압구의 팽창 거동을 모델링하는 데에 한계가 있었으며, 원심모형실험 결과 고정 지압구 깊이에 따른 수평토압의 뚜렷한 경향성을 확인하는 데에 어려움이 있었다.
본 연구에서는 연직하중 재하에 따른 고정 지압구의 거동 메커니즘을 실제 거동에 가깝게 모델링을 고도화하였으며, 기존에 수행된 고정 지압구에 대한 원심모형실험 조건을 바탕으로 수치해석을 수행하고 그 결과를 실제 시험결과와 비교·분석하였다. 또한, 고정 지압구의 거동 메커니즘을 분석한 결과를 바탕으로 형상 개선안을 도출하고, 이를 모델링하여 3차원 수치해석을 통해 다양한 지반조건에서의 마이크로파일 지지력 증대효과를 비교·검증하였다.
2. 선단 확장형 마이크로파일
마이크로파일은 소구경 현장타설말뚝으로 일반적으로 천공직경 300mm 이하, 강봉 직경 100mm 이하의 말뚝으로 분류된다. 기존 건축물 및 구조물의 기초보강 또는 내진보강에 주로 활용되고 있으며, 국내에서는 설계기준이 명확하게 정립되어 있지 않은 탓에 미연방도로국(FHWA)의 “Micropile Design and Construction(2005)” 매뉴얼을 준용하여 시공하고 있는 실정이다. 마이크로파일은 선단 면적이 매우 작기 때문에 선단지지력은 고려하지 않는 것이 일반적이며, 따라서 그라우트체와 지반의 상호거동에서 비롯되는 주면마찰력에 의해 지지력이 결정된다. 이를 보완하기 위하여, 강봉 말단에 고정 지압구를 설치하여 연직하중에 따라 단계적으로 활착되어 선단지지력과 주면마찰력을 증대시키는 선단 확장형 마이크로파일이 개발되었다. 고정 지압구는 120° 간격으로 3개의 요소로 구성되어, 결합 시 원기둥 형상을 띈다. 각 요소 내부에는 3단계 쐐기를 설치하여 압축하중 재하 시 강봉 연결부가 내려감에 따라 고정 지압구가 확장되거나, 인발하중 재하 시 강봉 연결부가 내부 쐐기에 걸려 인발에 저항할 수 있도록 고안되었다. 천공홀 내부 지반과 고정 지압구 외면에서의 마찰력을 증대시키기 위하여, 외부 표면은 요철형태로 제작되었으며, 단순한 시공 메커니즘으로 선단지지력, 주면마찰력 및 인발저항력의 증가를 도모하고자 하였다(Lee et al., 2021).
Fig. 2(a)는 고정 지압구가 천공홀 내부에 설치될 때의 형상을 나타낸다. 마이크로파일 설치 시 일반적인 천공홀의 직경은 150mm임을 고려하여, 고정 지압구의 직경은 130mm로 천공홀을 통해 선단지반까지 도달 후 설치가 용이하도록 제작하였다. 설치 시 연결 강봉은 고정 지압구 내 상부쐐기에 고정되어있는 상태로 시공되며, 시공과정 중에 고정 지압구가 분리되는 것을 방지하고자 케이블 타이 또는 호스밴드 등으로 지압구 요소들을 고정하였다. 이러한 결합장치는 고정 지압구가 마이크로파일 설치심도 선단까지 도달 후 강봉의 자중 또는 설치 시 경타하중에 의해 절단파괴되며, 시공에 별다른 영향을 주지 않는 것으로 확인되었다. 또한, Fig. 2(b)는 강봉 설치 후 연직하중이 재하되는 상태를 나타내며, 연결 강봉이 내부쐐기를 한칸 내려오면서 고정 지압구가 천공홀 내벽에 맞닿은 형상을 나타낸다. 연직하중 재하가 점차 진행되어 Fig. 2(c)를 거쳐 Fig. 2(d)와 같이 연결 강봉이 천공 바닥면에 도달하게 되면, 고정 지압구가 최대로 확장되는 상태가 되며 이때의 직경은 178.44mm로 초기상태에 비해 약 30% 증가한다. 이 형상은 수치해석 상 마이크로파일의 설치완료 후 압축하중을 받는 조건에 적용되었다.
3. 3차원 수치해석
3.1 해석조건
선단 확장형 마이크로파일과 고정 지압구의 3차원 수치해석을 위하여, 유한요소법 프로그램인 PLAXIS 3D를 활용하였으며, 지반의 모델링에는 Mohr-Coulomb모델을 적용하였다. Mohr-Coulomb모델은 선형탄성완전소성모델(Linear Elastic Perfectly Plastic Model)로서, 선형탄성부분은 Hook의 법칙을 적용하고, 완전소성부분은 Mohr-Coulomb 파괴기준을 적용하였다. 그라우트체와 지반의 접촉면에는 강도감소요소(Rinter)를 고려함으로써, 수치해석 시 일체거동 하는 것을 방지하였다. 강도감소요소 적용 시, 점착력 및 내부마찰각 등의 지반의 물성치가 강도감소요소에 비례하여 감소된 값으로 적용되며, 이에 따라 지반과 그라우트체는 분리거동을 하는 것으로 모사된다(Lee et al., 2021). 본 연구에서 적용한 강도감소요소는 Table 1에 나타낸 바와 같이, 그라우트체와 주변지반의 인터페이스에는 0.67, 압축조건에서의 그라우트체와 선단지반에는 1.0, 인장조건에서의 그라우트체와 선단지반에는 0.1을 적용하였다.
Table 1.
Interface reduction factor (Rinter) (Lee et al., 2021)
| Boundary condition | Rinter |
| Micropile and surrounding soil elements | 0.67 |
|
Micropile and the tip soil elements (Compressive loading) | 1.0 |
|
Micropile and the tip soil elements (Tensile loading) | 0.1 |
본 연구에서는 Lab-scale과 Field-scale 두 종류의 조건에 대하여 유한요소망을 구성하였으며, 이를 Fig. 3~4에 도시하였다. Lab-scale 수치해석은 고정 지압구와 연결강봉 만을 모델링하여 지중에서의 활착 메커니즘을 확인하고자 수행되었으며, field-scale 수치해석의 경우 10m길이의 마이크로파일을 고정 지압구 및 연결강봉과 함께 모델링하여 실제 현장에서의 거동을 모사하고자 하였다. Lab-scale 유한요소망의 경우, Fig. 3에 나타낸 바와 같이, 풍화토 및 풍화암 지반에서의 고정 지압구 팽창거동 분석과 원심모형실험 조건에서의 수평력 발생을 분석하는 데에 적용되었다. 대상지반은 0.7m × 0.7m × 0.6m 부피의 직육면체 형상으로 모델링하였으며, 중심부에 고정 지압구와 연결강봉이 결합된 채로 설치된 형태를 모사하였다. 마이크로파일의 고정 지압구 적용 여부 및 지압구 형상에 따른 지지력 증대효과의 분석에는 Field-scale 유한요소망을 적용하였으며, Fig. 4와 같다. 대상지반은 5.0m × 5.0m × 15.0m 부피로 모델링하였으며, 중심부에 10m 길이의 마이크로파일이 설치된 형태를 모사하였다. 일반 마이크로파일과 선단 확장형 마이크로파일의 선단부 형상은 Fig. 5에 도시하였다. 유한요소망의 변위경계조건은 X축과 Y축 방향의 네방향 연직면은 수평변위를 구속하였으며, Z방향 바닥면은 연직변위를 구속하였다.
3.2 입력물성치
3차원 수치해석에 적용된 대상지반. 고정 지압구 및 마이크로파일의 물성치는 국내외 설계 및 시공사례를 참조하여 Table 2와 같이 결정하였다. 대상지반의 경우, 모래, 풍화토, 풍화암 및 연암으로 구성하였으며, Mohr-Coulomb 모델을 적용하였다. 일반 마이크로파일은 강봉과 그라우트체로 모델링하였으며, 선단 확장형 마이크로파일은 일반 마이크로파일의 모델링에 추가로 선단에 고정 지압구가 결합된 형태로 모델링을 수행하였다. 고정 지압구와 강봉은 물성을 고려하여 선형탄성모델을 적용하였으며, 그라우트의 경우 10MPa의 설계강도를 반영하여 Mohr-Coulomb 모델을 적용하였다.
Table 2.
Input parameters of ground and micropile model elements
3.3 해석단계
수치해석단계는 모델링의 스케일(Lab-scale, Field-scale)에 따라 구분하였으며, 이를 종합하여 Table 3에 요약하였다. Lab-scale 조건에서는 ‘초기응력의 설정 → 고정 지압구 설치를 위한 천공 → 고정 지압구 설치 → 연직하중 재하에 의한 연결강봉 관입과 고정 지압구의 팽창’ 순으로 해석을 수행하였다. 연결강봉의 관입하중의 영향을 최소화하기 위하여 채움재의 강성을 매우 작게 적용하였다. 기존의 고정 지압구에 대한 수치해석 연구에서는, 연직하중 재하에 따른 고정 지압구의 팽창을 실제와 같이 모델링하는 데에 한계가 있었으며, 이를 보완하고자 고정 지압구 팽창에 따른 수평력을 활성화시키는 단계를 추가하였다(Lee et al., 2021). 그러나 본 연구에서는 모델링을 개선하여 별도의 수평력을 적용하는 방식이 아닌, 연직하중 재하에 의해 연결강봉이 관입됨에 따라 고정 지압구가 단계적으로 팽창하는 모델링을 수행하여 수평력이 발휘되도록 하였으며, 이와 더불어 가상의 채움재를 모델링하여 팽창 메커니즘의 수치해석 상 발생할 수 있는 고정 지압구의 거동이상을 방지하였다.
Table 3.
Procedure for the numerical analysis
또한, Field-scale 조건에서는 일반 마이크로파일의 경우, ‘초기응력의 설정 → 천공홀 조성을 위한 지반굴착 → 마이크로파일 설치 → 하중 재하’ 순으로 모델링하였으며, 선단 확장형 마이크로파일의 경우에는 ‘초기응력의 설정 → 천공홀 조성을 위한 지반굴착 → 고정 지압구 및 강봉 삽입 → 연직하중 재하에 의한 연결강봉 관입과 고정 지압구의 팽창 → 그라우트 타설 → 하중재하’순으로 모델링하였다.
4. 결과분석
4.1 지반별 고정 지압구 팽창에 따른 거동특성 분석
각 지반조건별 고정 지압구의 팽창 거동을 분석하고자, Lab-scale 수치해석을 수행하였다. 연직하중 재하에 따른 연결강봉의 근입에 따라 고정 지압구가 팽창하게 되는데, 이 과정에서 지압구 외벽에서 작용하는 수평토압의 크기와 수평변위 등을 예측하기 위한 수치 모델링을 실시하였다. 지압구 외벽에 있는 4개의 요철부를 측점으로 선정하여, 앞서 언급한 지표들이 지압구의 위치에 따라 변화하는 양상을 확인하였다. Fig. 6에 고정 지압구의 형태와 각 측점의 위치를 도시하였다. 고정 지압구의 높이는 22.5cm이며, 4개의 측점 EP1~EP4는 지압구 깊이 방향으로 각각 1.5cm, 8cm, 14.5cm, 21cm의 깊이에 6.5cm 간격으로 요철부에 위치하였다.
모래 및 풍화암 지반에 근입된 고정 지압구의 팽창 거동에 따른 말뚝 두부의 연직변위와 고정 지압구의 수평/연직변위 및 수평토압 결과를 Fig. 7에 도시하였다. 연직하중의 재하에 따른 연결강봉의 관입량은 100mm로 적용되었으며, 고정 지압구가 천공홀 벽면에 맞닿은 시점(Fig. 2(b))에서부터 연결강봉이 관입됨에 따라 고정 지압구의 활착에 따른 수평변위가 발생하는 것을 확인하였다. Fig. 7(a)에 도시한 바와 같이, 수평변위는 지압구 상부(EP1)에서 하부(EP4)로 갈수록 감소하는 경향을 나타내었다. 즉, 연결강봉의 근입에 따라 고정 지압구 상단부는 단계적으로 팽창한 반면, 하단부는 효과적으로 팽창하지 못하였다. 이러한 결과는 연결강봉의 근입과정에서 고정 지압구의 상단부부터 하단부까지 단계적으로 천공홀 벽면에 균등하게 활착되지 못하고 지압구 하단부를 회전축으로 고정 지압구가 전도되는 회전거동이 발생하였음을 의미한다. Fig. 7(b)는 모래에서의 고정 지압구 연직변위와 수평변위의 관계를 도시한 것으로, 연결강봉이 100mm 근입되는 과정에서 고정 지압구가 약 65mm 깊이로 지중에 근입되었음을 확인하였다. 또한 Fig. 7(c)에 나타낸 바와 같이, 연결강봉 관입 초기에는 고정 지압구 상부에서 가장 큰 수평응력이 발현되나, 관입이 점차적으로 진행되는 과정에서 약 2.0mm를 기점으로 수평토압이 감소하기 시작하며, 이후 약 20mm를 기점으로 수평토압이 반대방향으로 전도되는 현상이 발생하였다. 이는 지압구 상단이 천공홀 벽면에 활착됨에 따라 공벽이 붕괴되어, 토압이 점차 감소하면서 인장 수평응력이 발생하는 것으로 판단된다. 이에 반해, EP2~EP4 지점에서는 점진적으로 수평토압이 증가하였으며, 특히 EP4의 지점에서 가장 큰 값을 나타내었는데 이는 고정 지압구의 전도에 따른 횡방향 팽창과 더불어 연직방향 관입에 의한 응력증가로 판단된다.
마찬가지로 풍화암에서의 고정 지압구 팽창 거동 특성을 분석하였으며, 이를 Fig. 7(d)~(f)에 도시하였다. 모래에서와 마찬가지로, 지압구 상부에서 가장 큰 수평변위가 발생하여 하부로 갈수록 줄어드는 경향성을 보였으나, 수평변위의 크기는 모래에 비하여 다소 줄어드는 경향이 나타났다. 또한, 연결강봉의 근입에 따른 수평응력의 변화양상을 분석한 결과, 모래에서와 마찬가지로 지압구 상부에서 토압이 반대 방향으로 전도되는 현상이 발생하였으며, EP2~EP4에는 점차 수평토압이 증가하는 추세가 나타났다. 고정 지압구 하단부(EP4)에서의 수평토압을 비교한 결과, 모래에 비해 약 20% 증가된 값을 나타내었으며, 이는 근입지반의 강성 차이에 기인하는 것으로 판단된다.
4.2 원심모형실험 조건 수치해석 결과 비교
연결강봉의 근입에 따라 고정 지압구의 설치 메커니즘을 평가하고자, 실제크기 지압구를 활용한 원심모형실험이 수행되었다(Kim et al., 2021). 실험조건은 Table 4에 정리하였으며, Fig. 8에 모식도를 도시하였다. 모래지반에서 g-level에 따른 팽창거동의 차이를 비교하고 풍화암에서의 거동을 확인하고자 하였다. 본 연구에서는 원심모형실험과 같은 조건에서의 3차원 수치해석을 수행하여 원심모형실험 결과에 나타난 고정 지압구의 설치 메커니즘을 비교·검증하였다. 앞서 수행된 Lab-scale 해석과 마찬가지로 Fig. 6의 고정 지압구 모델을 활용하였으며, 선단과 맞닿는 지압구 하단부에 수직응력을 측정하기 위한 지점(VP)을 추가하였다. 연결강봉의 쐐기가 하단부(Fig. 2(c))에 위치한 상태에서 원심모형실험이 수행되었음을 감안하여 고정 지압구를 모델링하였으며, 강봉 말단에서 천공홀 선단까지의 거리를 고려하여 연직변위는 10mm로 제한하였다.
Table 4.
Test conditions for centrifuge tests (Kim et al., 2021)
원심모형실험 조건에서의 고정 지압구의 거동 특성을 분석한 수치해석 결과는 Fig. 9~Fig. 12에 도시하였다. Fig. 9(a)는 모래지반 30g 조건(T1)에서의 연결강봉 관입량에 따른 고정 지압구의 위치별 수평토압 및 수직응력을 도시한 것으로, 지압구 상부(EP1)에서 하부(EP4)로 갈수록 수평토압의 크기가 증가하였다. 특히, EP4에서의 토압은 3,750kN/m2 이상 발현되었으며, 이는 선단에서의 수직응력 3,400kN/m2보다 크게 나타났다. 고정 지압구의 연직방향 지중관입에 의한 수직응력보다는 고정 지압구의 활착에 의한 수평방향 응력증가가 크다는 것을 의미한다. 연직하중 재하에 따른 수평응력증가량과 연직응력증가량의 응력비를 산정하여 Fig. 9(b)에 도시하였다. EP1~EP3에서 0.1~0.75, EP4에서 1.25 이상의 응력비가 확인되었으며, 고정 지압구 말단부의 수평토압이 선단에서의 수직응력에 비해 25% 가량 큰 값이 발현되는 것을 의미한다.
원심모형실험에서는 고정 지압구 깊이별 수평토압의 뚜렷한 경향성을 확인하지 못하였으나, 동일한 조건에서의 3차원 수치해석을 통해 고정 지압구 상단(EP1)에서 하단(EP4)으로 내려갈수록 수평토압이 증가하는 분포를 확인하였다. 각 지점별 응력분포와 수직변위의 차이를 통해 고정 지압구가 단계적으로 균등하게 활착되지 못하고 하단부를 중심으로 전도되는 현상을 추론할 수 있었다.
마찬가지로, Fig. 10과 Fig. 11에 각각 모래지반 40g(T2), 50g(T3) 조건에서의 수치해석 결과를 도시하였으며, 수평토압과 응력비 분포의 경향성에는 앞선 결과와 차이가 발생하지 않았다. 다만, g-level이 높아질수록, 수평토압과 수직응력이 증가하였다. 이는 원심모형실험 결과와 동일하며, 고정 지압구가 설치되는 지반의 깊이가 깊을수록 수평토압의 증가에 따른 지지력 향상효과가 커지게 되는 것을 확인하였다. 또한, g-level이 증가할수록 고정 지압구의 지중관입량(수직변위)이 감소하는 경향을 확인하였다.
Fig. 12에는 풍화암 40g(T4) 조건에서의 수치해석 결과를 도시하였다. 이를 동일한 g-level에서 수행한 T2(Fig. 10)의 결과와 비교하였을 때, 수평토압과 응력비 분포에는 차이가 없었으나 풍화암에서 모래지반에 비해 선단에서의 수직응력이 약 1,000kN/m2 큰 것을 확인하였다. 고정 지압구 말단부(EP4)에서의 수평응력이 수직응력에 비해 큰 값을 나타내는 것은 동일하나, 모래지반에서 응력비가 1.2 이상 산정된 것에 비해 풍화암에서는 약 1.0으로 확인되었다. 이는 원심모형실험 결과와 같이, 풍화암의 상대적으로 큰 강성으로 인하여 고정 지압구가 활착될 만큼 큰 수직변위를 발생시키지 못하는 것으로 판단하였으며, 고정 지압구의 활착에 따른 지지력 증대효과는 풍화암보다는 강성이 낮은 모래지반에서 효과적일 것으로 예측된다.
4.3 고정 지압구 형상 개선안
앞서 수행된 수치해석 결과에서 알 수 있듯이, 연직하중 재하에 따라 연결강봉이 근입되는 과정에서 고정 지압구가 단계적으로 천공홀 벽면에 활착되지 못하고 지압구 하단을 중심축으로 전도되는 것으로 판단하였다. 이는 연직하중 재하에 따른 고정 지압구 깊이별 수평토압 및 수평변위의 분포를 통하여 추론되었으며, 지압구가 지중에 효율적으로 활착되지 못하는 문제를 해결하고자 고정 지압구 형상 개선을 위한 연구를 수행하였다.
수치해석 결과를 바탕으로, 고정 지압구에 작용되는 토압의 분포를 고려하여, 지압구의 직경이 깊이 방향으로 증가하는 원추(Cone)형태로 지압구 형상을 개선하였으며, 고정 지압구가 선단에 정착된 후 연결강봉이 연직방향으로 근입됨에 따라 지압구 하부 주면영역으로의 활착효과를 극대화하고자 하였다. Fig. 13(a)는 개선된 형상의 모식도를 나타내며, Fig. 13(b)는 형상개선안을 바탕으로 3차원 모델링한 고정 지압구의 모습을 나타낸다. 이를 활용하여, Field-scale 수치해석을 통해 마이크로파일의 지지력 증대효과를 비교하고자 하였다.
4.4 현장조건에서의 선단 확장형 마이크로파일의 거동특성 분석
Field-scale 수치해석에서는 길이 10m의 실제 크기의 마이크로파일을 모델링하였으며, 풍화토, 풍화암 및 연암에서의 하중-변위 특성을 비교·분석하였다. Fig. 14(a)는 풍화토 지반에서의 일반 마이크로파일(General Micropile, GM)과 선단 확장형 마이크로파일(Base Expansion Micropile, BEM) 및 개선된 형상의 지압구를 장착한 콘 베이스 마이크로파일(Cone Base Micropile, CBM)의 압축하중에 대한 하중-변위 곡선을 도시한 결과이다. 기존에 수행된 실제 크기의 선단 확장형 마이크로파일의 수치해석(Lee et al., 2021)과 마찬가지로, 극한지지력이 명확하지 않아 항복강도를 결정하여 비교하였다. 그 결과, 일반(GM) 150kN, 선단 확장형(BEM) 180kN, 콘 베이스(CBM) 200kN 순으로 항복압축강도가 증가하는 것을 확인하였다. 이와 마찬가지로, Fig. 14(b)와 Fig. 14(c)에 각각 풍화암과 연암에서의 수치해석 결과를 도시하였으며, 지지력 증대효과의 경향성은 동일하였으나, 지반의 강성이 커질수록 큰 항복강도를 확인하였다. 각 해석조건에서의 마이크로파일 종류별 항복강도는 Table 5에 정리하였다.
Table 5.
Yield strength of the micropiles with ground conditions
| Type | Yield strength (kN) | ||
| Weathered soil | Weathered rock | Soft rock | |
| General micropile | 150.0 | 250.0 | 1,000.0 |
| Base extension micropile | 180.0 | 310.0 | 1,200.0 |
| Cone base micropile | 200.0 | 330.0 | 1,300.0 |
또한, 안전율 2.0을 적용하여 허용강도를 산출하여 비교하였으며, 그 결과를 Fig. 15에 도시하였다. 일반 마이크로파일 대비, 선단 확장형 마이크로파일의 허용강도는 20% 이상 증가하였으며, 콘 베이스 마이크로파일의 경우 30% 이상 증가하였다. 개선된 형상의 고정 지압구를 통하여, 지지력이 증대될 수 있음을 확인하였으며, 향후 연구를 통해 고정 지압구의 단계적 거동 특성을 파악하고 시제품을 제작하여 검증실험을 수행할 필요가 있다고 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 연직하중 재하에 따른 고정 지압구의 거동 메커니즘을 실제 거동과 유사하게 모델링을 고도화하였으며, 고정 지압구의 거동 메커니즘을 분석하기 위하여 수행되었던 원심모형실험 조건으로 수치해석을 수행하고 그 결과를 비교하였다. 또한, Lab-scale 수치해석 결과를 바탕으로 형상 개선안을 제안하였으며, Field-scale 수치해석을 통해 다양한 지반조건에서의 마이크로파일별 강도를 비교하여 다음과 같은 결과를 도출하였다.
(1) 모래 및 풍화암에서의 고정 지압구의 팽창 거동을 분석하고자, Lab-scale 수치해석을 수행하였으며, 그 결과 연결 강봉의 근입에 따른 수평토압과 수평변위의 분포를 도출하였다. 지압구 하부로 갈수록 토압과 변위가 감소하는 것을 확인하였으며, 이러한 경향성을 바탕으로 고정 지압구가 단계적으로 활착되지 못하고 전도되는 것을 추론하였다. 또한, 근입지반의 강성 차이에 따라 지압구 하단부에서 발현되는 수평토압의 크기가 결정되는 것을 확인하였다.
(2) 원심모형실험 조건을 바탕으로 모래 및 풍화암에서의 고정 지압구의 거동 메커니즘을 분석하고자 수치해석을 수행하였으며, 지압구 높이에 따른 수평토압 및 수평변위의 분포를 확인하고 하단부를 중심으로 전도되는 현상을 확인하였다. 실제 실험 결과와 마찬가지로, g-level의 차이에 따른 결과 분석을 통해 대상지반의 깊이가 깊을수록 수평토압 증가에 따른 지지력 향상효과가 증대됨을 확인하였으며, 모래에 비해 풍화암 지반에서는 큰 강성으로 인해 고정 지압구가 효과적으로 활착되지 못하는 것을 확인하였다. 따라서, 고정 지압구의 활착에 따른 지지력 증대효과는 풍화암 보다는 비교적 강성이 낮은 모래 지반에서 효과적일 것으로 예측된다.
(3) Lab-scale 수치해석 결과, 고정 지압구가 연결강봉의 근입에 따라 단계적으로 균등하게 활착되지 못하고 전도되는 현상이 발견되었으며, 이를 개선하고자 고정 지압구의 형상 개선을 위한 연구를 수행하였다. 그 결과, 원추형태의 새로운 지압구 형상을 도출하였으며, 이를 모델링하여 지지력 증대효과 비교에 활용하였다.
(4) 고정 지압구 유무에 따른 마이크로파일의 지지력을 비교하기 위하여, 풍화토, 풍화암, 연암 조건에서의 Field-scale 수치해석을 수행하였다. 그 결과, 일반 마이크로파일(GM)<선단 확장형 마이크로파일(BEM)<콘 베이스 마이크로파일(CBM) 순으로 허용강도가 약 20%~30% 가량 증가하는 것을 확인하였다.
본 연구에서 수행한 3차원 수치해석 결과를 바탕으로, 향후 연구에서는 고정 지압구의 개선된 형상에 대한 검증이 필요할 것으로 판단된다. 고정 지압구에 대한 수치모델링을 수행하고, Lab-scale 수치해석을 통하여 팽창 거동에 대한 검증을 수행할 필요가 있다고 판단된다. 나아가, 시제품을 활용하여 내구성 검증시험 및 현장실증시험 등을 통해 활용성을 검증한다면, 각종 건축물 및 구조물 기초보강 분야에서 해당 기술이 적극적으로 활용될 수 있을 것이라 기대된다.
