1. 서 론

매입말뚝은 기존의 다른 시공방법과 비교하여 말뚝 시공 시 발생하는 소음 및 진동과 같은 공해를 줄이는 것에 효과적이다. 또한, 매입말뚝은 기성 말뚝을 사용하여 시공하기 때문에 재료의 일관성을 확보할 수 있는 것으로 알려져 있다. 이러한 이유로 매입말뚝은 주요 대도시 건설 프로젝트에 사용되며, 매입말뚝은 현장타설말뚝에 비해 경제적인 것으로 연구되었다(Ng et al., 2001; Jung et al., 2017; Kim et al., 2018; Jeong and Kim, 2018). 특히 고속도로 교량건설이 산악지역에 집중되고 대형화됨에 따라 수평강성이 우수하고 말뚝두부 연결 및 말뚝이음이 용이한 강관말뚝이 선호 되고 있다. 이런 산악지역의 경우 일반 지상과 달리 풍화암 이상의 지반에 근입되는 경우가 있어 본 연구에서는 풍화암을 포함한 그 이상 지반을 대상으로 연구를 수행하였다.

매입말뚝은 독특한 선단과 주면 거동 특성을 가지고 있다. 그러나, 기존의 항타말뚝과 현장타설말뚝에 비해 현장재하시험을 포함한 파괴 메커니즘 연구가 제대로 수행되지 않았다. 따라서, 매입말뚝은 최소한의 현장재하시험 결과를 바탕으로 경험적 지지력 공식을 사용하고 있으며, 이는 제한된 표준관입저항치 값(50타 또는 60타 이상일 때 모두 같은 지반조건으로 가정)을 기반으로 하는 보수적인 지지력 공식으로 사용되고 있다.

매입말뚝은 크게 강관말뚝과 PHC말뚝으로 구분할 수 있다. 강관말뚝과 PHC 말뚝의 파괴 메커니즘은 선단의 특성(선단의 지반조건, 선단의 시멘트풀 품질)에 따라 다르게 나타난다. 그 결과, 지지력 공식의 계수는 강관(식 (1) 참조)과 PHC 말뚝(식 (2) 참조)으로 각각 제안되었다(Korean Geotechnical Society, 2018).

여기서, N_t, N_s는 매입말뚝 각각 선단, 주면의 표준관입저항치를 나타낸다.

위와 같이 기존 경험식은 표준관입저항치의 값이 50, 60타로 제한되어 있어 풍화암 이상의 지반에서의 정확한 값을 고려하지 못하고 있다. 따라서, 본 연구에서는 풍화암(50/15∼50/3) 또는 연암지지층에 안착한 매입말뚝을 대상으로 재하시험을 수행하였으며, 관련 거동 분석 및 지지력 공식을 제안하였습니다. 특히 풍화암층의 선단지지층이 50/15∼50/3까지 다양하게 변함으로 관입깊이에 따라 지지력이 달리 발현되기 때문에 이를 고려한 재하시험과 지지력 식을 제안하였다. 강관 매입말뚝에 대해 국내지반에 맞는 지지력 공식 제안을 위해 현장재하시험, 확인지반조사 결과를 바탕으로 매입말뚝의 거동을 분석하였다. 지지력 공식은 선단지지력 20개, 주면마찰력 211개 이상의 데이터를 기반으로 제안하였다. 그리고, 검증을 위해 국내 00현장에 적용하여 기존 지지력 공식과 비교·분석을 수행하였다.

2. 기존 강관 매입말뚝의 지지력 공식

매입말뚝은 다른말뚝(항타말뚝, 현장타설말뚝 등)과 달리 복잡한 방법으로 시공된다. Fig. 1과 같이 매입말뚝은 우선 오거를 이용하여 지반을 굴착한다. 그리고 기성말뚝(PHC 말뚝 or 강관말뚝)을 1차 시멘트풀 주입 직후 수직도를 고려하며 굴착한 지점에 안착 시킨다. 안착 시킨 후 2차 시멘트풀 주입은 안착 된 지점으로부터 파일 직경의 최대 4배+1m(4D+1m)까지 채운다. 매입말뚝 시공은 기성말뚝의 설치 후 주면에 시멘트풀 3차 주입을 하여 완료한다. 마지막으로 선단의 지지력이 발휘되도록 말뚝 두부에 경타를 수행한다. 이렇듯 복잡한 설치과정으로 인해 매입말뚝의 지지력은 선단의 특성 및 주변 지반의 시멘트풀 일수 현상 등 시공관리를 통한 품질관리가 지지력 발현에 큰 영향을 가지는 점에서 항타말뚝 및 현장타설말뚝과 다른 특성을 가진다.

Fig. 1

Prebored and precast pile installation process

2.1 선단지지력

매입말뚝은 확실한 말뚝 선단지지력을 확보하기 위해 일반적으로 풍화암 또는 단단한 암반에 근입하여 설치한다. 그러나 이러한 암반에 근입된 매입말뚝 선단지지력의 파괴메카니즘에 대한 연구 및 현장 재하시험은 거의 수행되지 않았다. 특히 매입말뚝은 기존의 항타말뚝 및 현장타설말뚝과 달리 시공과정 중 선단지지력 발현을 위해 시멘트풀을 선단에 주입하여 양생 과정을 반드시 포함한다. 이 시멘트풀은 선단부에서 양생되어 지지력을 발현 하는 메커니즘을 가지고 있다. 이런 거동을 바탕으로 현재 국내에서 사용되는 매입말뚝의 지지력 공식은 식 (3)과 같다(Korean Geotechnical Society, 2018).

여기서, N_t는 표준관입저항치 값이다.

그리고 일본 설계기준은 말뚝선단의 평균 표준관입저항치 값으로 선단지지력을 추정하였다(Architectural Institute of Japan, 2004). 공식은 식 (4)와 같다.

여기서, N¯은 말뚝 선단 위의 1D(말뚝 직경)위치부터 말뚝 선단 아래 4D까지의 평균 표준관입저항치 값이다.

이 공식은 일반적으로 말뚝 선단의 표준관입저항치 값을 사용하는 공식보다 더 정확한 것으로 가정하고 있다. 최대 선단지지력은 12,000kN/m²로 제한한다.

2.2 주면마찰력

매입말뚝은 기존 말뚝시공 방법과 달리 주면마찰력은 총 지지력에서 상대적으로 큰 비중을 가지고 있다. 매입말뚝의 주면부 거동은 현장타설말뚝과 유사하며, 주변 지반에 대한 상대적 변위를 발생시킨 후 선단부로 전이되는 것으로 보고되었다(De Beer, 1986; Reese and O’Neill, 1988; Ghionna et al., 1993). Johnston and Lam(1989)은 현장타설말뚝의 하중전이 거동을 명확히 하기 위해 말뚝-지반 경계면에 대한 연구를 수행하였다. Fig. 2는 암반에 근입 된 현장타설말뚝의 거동을 이상화 한 것이다. 시멘트층은 말뚝과 지반 사이에 위치하지만 시멘트와 지반 사이의 경계면은 현장타설말뚝의 경계면과 동일하다고 가정한다. 이때, 시멘트-지반 경계면의 경우 거칠기의 정도에 따라 다른 거동을 보인다. 매입말뚝의 경우 주입된 시멘트풀의 일수현상(침투)으로 인해 위와 같은 거동이 발생할 수도 있다. 시멘트풀의 일수현상은 일정한 수직 강성 경계 조건에서 지반의 보강효과 역할을 하여 최종적으로 말뚝의 주면마찰력을 증가시킨다. 매입말뚝은 주입된 시멘트풀의 일수현상으로 인해 현장타설말뚝과 유사한 주면 거동을 보이지만, 이에 대한 연구는 아직 수행되지 않았다. 이러한 이유로 일정한 수직 강성 조건에서는 주면마찰력을 산정할 때 이러한 거동특성을 고려해야 한다. 현재 매입말뚝의 주면마찰력을 예측하기 위해서는 표준관입저항치 값을 이용한 경험식을 사용하고 있다. 구조물기초설계기준(Korean Geotechnical Society, 2018)에서는 식 (5)와 같이 산정한다:

Fig. 2

Schematic of idealize rock-socketed pile (Johnston and Lam, 1989)

여기서, N_s는 매입말뚝 주면의 표준관입저항치를 나타낸다.

국내와 마찬가지로 일본에서도 위와 같은 동일한 매입말뚝의 단위주면마찰력 공식을 사용한다. 그러나 위에서 나타낸 경험적 공식은 기존 연구에서 보수적인 것으로 확인되어 있으며(Land & Housing Institute (2018)), 말뚝의 주면마찰력을 과소평가하는 경향이 있다. 이는 기존의 연구에서는 현장 재하시험 결과 자료가 부족하여 정확한 지지력 공식을 평가하지 못한 것으로 보고되었다(Yamagata et al., 1992; Park, 2004; Ministry of Land, Infrastructures and Transport(MOLIT), 2014; Woo et al., 2016; Yun et al., 2019; Kim et al., 2020).

3. 강관 매입말뚝의 지지력 공식 분석

3.1 실험 방법 및 절차

강관 매입말뚝의 특성을 연구하고 새로운 지지력 공식을 제안하기 위해 국내 4개 지역에서 20개의 말뚝에 대해 현장재하시험을 실시하였다. 지반은 지표로부터 매립층, 퇴적층, 풍화토, 풍화암로 구성되어 있는 것을 지반조사 및 실내시험으로부터 확인하였다. 이를 바탕으로 시험대상 지반의 물성치 추정을 지반조사 자료 및 각종 문헌자료를 통해 Table 1과 같이 나타냈다. 현장재하시험에 사용된 강관말뚝의 직경은 0.457m(A, B 현장) / 0.508m(C, D 현장)이며 이때 말뚝의 두께는 0.012m 이다. 굴착공의 직경은 0.650m(A, B 현장) / 0.711m(C, D 현장)으로 시공하였다. 지하수위는 지표면 아래 A, B, C, D 현장 각각 -3.8m, -3.0m, -4.8m, -7.5m이며, 말뚝의 침하량과 하중전이곡선 측정을 위해 시험 말뚝의 축을 따라 변형률계(진동현식, GEOKON)를 설치하였다. 게이지의 간격은 1m를 기본으로 하였으며, 말뚝의 하부 2m 부분에서는 간격을 0.5m로 설치하였다. 또한, 게이지는 망실을 고려하여 각 깊이별로 말뚝의 양면에 2중으로 설치하였다. Fig. 3과 Table 2는 20개의 시험말뚝의 설치 조건과 지층을 요약하였으며, Table 3-6은 깊이에 따른 주면의 표준관입저항치를 종합하여 나타냈다. 재하시험은 다양한 선단조건을 고려하기 위해 서로 다른 선단 표준관입저항치(N_t=50/15∼50/3)를 목표로 하여 시공하였다(Fig. 3 참조). 물-시멘트 비(W/C)는 주면부와 선단부에 모두 70%로 배합하여 주입하였다. 시멘트풀의 강도를 확인하기 위해 총 9건의 일축압축재하시험을 수행하여 강도를 측정하였다. 시험결과 주입된 시멘트 풀의 평균 강도는 재령기간 14일, 28일 기준 각각 2,240MPa/ 2,705MPa이였으며, 이는 매입말뚝의 현장재하시험 시방서 기준(AIJ, 2004; KGS, 2018)을 만족한다.

Fig. 3

Test pile installation conditions and soil profile

현장재하시험은 시멘트풀의 양생을 위해 말뚝 설치 후 약 30일 후 수행하였다. 본 시험에서는 ASTM D1143(2009)에서 규정하고 있는 급속재하시험방법과 반복재하방법을 혼합한 형태로 실시하였다. 총 시험하중의 25%, 50%, 75%, 100% 4단계로 나누어 재하 하였으며 각 단계마다 20분간 하중을 유지시켰다. 또한, 100% 하중이 재하되면 50% 씩 단계별로 제하하였으며, 그때 각 단계마다 10분씩 유지하도록 하였다. 재하시험 과정에서 갑작스러운 침하(즉, 파괴)가 발생하면 말뚝의 극한상태에 도달 한 것으로 판단하였으며, 그때 시험을 종료하였다. 반력앵커는 지름 12.7mm인 10개를 한 세트로 하여 총 8세트를 반력앵커로 사용하였다. 반력앵커는 시추공에 물-시멘트비 50%로 하였으며, 앵커 당 1,000kN의 지지력을 발현하도록 시공하였다. 앵커 시공은 말뚝에서 2.5m 간격으로 시공하였으며, 이는 미국 ASTM D1143(2009) 기준을 만족하였으며 총 6,000kN의 하중을 재하 할 수 있도록 설계하였다.

3.2 확인 지반조사

하중재하시험 완료 후 말뚝 주면과 선단에 확인 지반조사를 수행하여 매입말뚝의 거동을 분석하였고, 이를 바탕으로 새로운 매입말뚝 지지력 공식 도출에 반영하였다. 확인 지반조사는 재하시험 후 말뚝 선단 굴착을 통해 선단 시멘트풀 및 선단 아래 지반의 표준관입저항치를 확인하였다. Table 7은 선단 확인지반조사의 결과를 요약하였다. 조사결과 선단의 표준관입저항치(Actual)가 초기의 표준관압저항치(Target)과 다르게 나타났는데 이는 설치과정에서 발생한 슬라임이나 지반 교란 등으로 인해 차이가 발생한 것으로 판단된다. 여러 현장 중 특히, A현장의 TP-2와 C현장의 TP-4는 설치과정에서 목표 표준관입저항치에 비해 실제 시공은 더 약한 지반에 된 것으로 나타났다. 선단의 극도로 낮은(3/30) 표준관입저항치는 선단 보링 작업을 통해 슬라임층이 존재한다는 것을 나타낸다. 슬라임의 원인은 현장의 지하수의 상승이나 천공 시 선단에 존재할 수 있는 잔류 토양층의 영향인 것으로 판단된다. 이를 방지하기 위하여 시공시 잔류 토층과 주입된 시멘트 풀의 교반은 필요한 것으로 확인되었다. 그러나, 이런 교반이 시공에서 수행되었더라도 현장에서는 언제든지 나타날 수 있는 현상으로, 본 연구에서는 이를 고려하여 최종 지지력공식을 도출하였다.

시험말뚝의 주면부의 거동은 BIPS(Borehole Image Profile System)를 이용하여 조사를 하였다. BIPS(Borehole Image Profile System)는 매입말뚝 주면부에 굴착을 하여 수행하였다. 굴착은 시멘트풀의 일수현상을 확인하기 위해 지반과 시멘트풀의 경계면을 포함하여 표면을 이미지화 하는 촬영을 하였다. Fig. 4는 시멘트풀의 침투 결과를 BIPS를 이용하여 개략적으로 나타낸 것이다. Fig. 4(a)는 BIPS를 시공한 위치로 말뚝 중앙에 보링기를 이용하여 표준관입저항치와 육안조사를 통해 선단의 품질정도 및 지반조건을 확인하였고, 시멘트풀-지반의 경계면 조사를 통해 주면에 주입된 시멘트풀의 일수현상 유무를 확인하였다. BIPS 촬영결과 Fig. 4(b)의 경우 전체적으로 회색으로 나타나는 시멘트풀이 나타나지 않은 것을 확인할 수 있었으며, 반면에 Fig. 4(c)는 전체적으로 시멘트풀이 혼재되어 있으며 특히 2m∼8.2m 정도까지는 확연히 나타나는 것을 확인할 수 있었다. 이에 대한 내용은 다음 장 현장재하시험 분석에서 종합적으로 정리하였다. 최종적으로 확인 지반조사결과를 반영하여 매입말뚝의 지지력공식을 제안하였다.

Fig. 4

BIPS investigation results

3.3 시험결과 분석 및 고려사항

3.3.1 선단지지력

현장재하시험에서 얻은 하중-침하곡선, 하중전이곡선, 그리고 축하중 분포도를 이용하여 표준관입저항치와 선단지지력 관계를 분석하였다. Fig. 5는 대표적인 축하중 분포도와 하중-침하곡선(C 현장)을 나타낸다. 축하중 분포도를 통해 선단과 주면마찰력을 분리하여 분석하였다. 또한, Fig. 5(e)의 하중-침하 곡선에서 확인할 수 있듯이 주면마찰력의 항복 후 선단의 거동은 다르게 나타내는 것을 확인할 수 있다. 이는 말뚝 선단의 표준관입저항치 값의 영향으로 판단된다. 그러나, TP-4의 경우 하중-침하 곡선에서 말뚝 선단의 추가 지반조사에서 발견된 슬라임의 영향으로 선단지지력이 거의 발현되지 않았다. Table 8은 20개의 현장재하시험에서 얻은 말뚝 선단지지력의 표준관입저항치와 단위 선단지지력(kN/m²)의 상관관계를 정리하였다. 이와 같이, 말뚝선단지지력은 매우 불확실하고 낮게 나타났는데, 이는 슬라임이나 잔류토층의 영향으로 선단지지력 발현이 되지 않은 것으로 확인된다. 이를 고려하여 제안된 지지력 공식은 실제 매입말뚝의 선단 특성을 고려하고 보수적인 선단지지력 공식을 제안할 수 있다.

Fig. 5

Representative field test results

3.3.2 주면마찰력

현장재하시험에서 얻은 말뚝의 주면마찰력은 말뚝 측면에 설치된 변형률 게이지에서 얻은 211개의 데이터 포인트를 기반으로 분석하였다. 매입말뚝의 주면 거동(하중전이곡선)은 두 가지 형태로 제안되었으며 이는 현장재하시험과 BIPS(Borehole Image Profile System) 조사 결과로부터 확인할 수 있었다. 두 가지 다른 거동의 주요원인은 시멘트풀이 주변 지반으로 침투하는 일수 현상 때문인 것으로 확인되었다. 하중전이곡선을 분석하여 매입말뚝의 두 가지 다른 형태는 Fig. 6과 같이 “탄성 완전 소성 거동” 및 “취성 거동” 으로 나타난다. 두 가지 다른 형태의 거동은 Fig. 7과 같이 선행연구(Kim et al., 2018)의 결과로 각 말뚝의 주면부에 설치한 변형률계를 이용하여 지반조건별 하중전이곡선을 분석 및 제안하였다. 이 두 가지 유형의 거동은 Fig. 5(e)의 하중-침하곡선에서도 확인할 수 있는데, 현장 C의 TP-1, 3에서는 시멘트풀 침투가 관찰되지 않았으며 하중전이 곡선은 “탄성 완전 소성 거동”을 나타냈다. 그러나, TP-2, 4는 시멘트풀 침투가 발견되었으며, “취성 거동” 형태의 하중전이 곡선을 나타냈다. 주면부를 따라 지정된 위치의 주면마찰력은 지반조사에서 얻은 표준관입저항치 값과 연관되어 나타나며, 표준관입저항치는 최대 50타로 제한하여 고려된다(Fig. 8). 이런 표준관입저항치 제한(N=50)으로 인해 데이터의 약 35%가 경험적 공식을 고려할 때 50타 이상의 거동을 고려할 수 없는 단점이 있다. 이러한 이유로 본 연구에서 제안할 강관 매입말뚝의 새로운 지지력 공식은 확장된 표준관입저항치를 고려하여 최종 제안할 것이다.

Fig. 6

Classification of load-transfer (t-z) curves of prebored and precast piles

Fig. 7

Classification of load-transfer (t-z) curves Load test

Fig. 8

Relation between SPT N-value and shaft resistance from field test results

4. 강관 매입말뚝의 지지력 공식 제안

강관 매입말뚝의 단위 지지력을 추정하기 위한 새로운 지지력 공식은 매입말뚝의 독특한 선단과 주면 거동 특성을 고려하여 제안하였다. 또한, 강관 매입말뚝의 설치 조건을 고려하기 위해 선단부는 관입량을 고려할 수 있도록 하였으며, 주면마찰력은 확장된 표준관입저항치 기준을 적용하였다. 제안식의 검증을 위해 국내 00현장과 비교·분석 하였다.

4.1 확장된 표준관입저항치(관입량) 기준

기존의 경험식들은 표준관입저항치 최대값을 50타로 제한함으로써, 지지력 역시 제한된 값을 가지게 되어 보수적인 설계의 주요 원인이 되었다. 이를 극복하기 위해 매입말뚝이 설치된 지반의 상태를 충분히 고려하고 실제 지지력을 반영하기 위해 확장된 표준관입저항치를 새로운 지지력 공식에 적용하였다. Table 9는 확장된 표준관입저항치를 기존 공식과 관입량에 따른 P_driven 값으로 나타내었다. 확장된 표준관입저항치는 관입량을 SPT N 값으로 환산하여 사용할 수 있으며, 동시에 관입량을 사용하여 제한된 표준관입저항치를 적절하게 변환하여 적용할 수 있다. 풍화암에 근입된 말뚝의 선단지지력 상(SPT N=50/3)·하(SPT N=50/10)한치를 고려하여 나타냈다.

4.2 단위 선단 지지력

강관 매입말뚝의 단위 선단지지력을 추정하는 새로운 공식을 제안한다. Fig. 9는 확장된 표준관입저항치의 관입량 정도에 따라 현장재하시험에서 얻은 단위 선단지지력 간의 상관 관계를 나타냈다. 확장된 표준관입저항치 최대값은 풍화암의 범위를 고려하기 위해 SPT N=50/10타로 선정하였다. 식 (6)은 관입량을 고려한 표준관입저항치를 변환하는 공식이다. 제한된 재하시험 결과 개수로 인해 선단지지력 공식은 가장 보수적인 추세선을 기반으로 하였으며, 그림에서 빨간 추세선은 말뚝 선단에 주입된 시멘트풀이 완전히 양생되어 폐단되었을 때의 값이다. 식 (7)은 제안된 공식이다.

Fig. 9

Correlation between End bearing capacity and expanded SPT N-value (P_driven)

여기서, P_driven은 선단의 확장된 표준관입저항치를 관입량을 고려한 값 이며, 이때 최대 단위 선단지지력은 14,000kN/m²으로 제한하였다.

제안식은 기존의 경험식에 비해 지지력 계수는 15% 증가 된 결과로 이는 선단이 약한 경우(SPT N≤50)와 선단이 시멘트풀 양생으로 폐단 된 경우를 포함한 것이다. 기존 공식은 표준관입저항치 값이 50타 보다 높은 지반에 설치된 말뚝에 대해 50타와 동일한 선단지지력을 사용하였지만, 새로운 공식은 풍화암과 같은 50타 이상의 지반에 설치된 매입말뚝의 지지력을 고려할 수 있다.

4.3 주면마찰력

단위 선단지지력과 같이 강관 매입말뚝의 단위 주면마찰력을 추정하는 새로운 제안식을 제안한다. 확장된 표준관입저항치 값과 주면마찰력 간의 상관관계는 Fig. 10과 같다. 주면마찰력 공식의 경우 확장된 표준관입저항치값의 최대값은 풍화암의 하한인 150(SPT N=50/10)으로 설정하였다. 선단지지력과 달리 주면마찰력은 현장재하시험에서 충분한 결과를 얻을 수 있었다. 주면마찰력에 대한 데이터가 30개를 초과하는 통계적으로 많은 개수로 통계처리를 적용하여 강관 매입말뚝의 주면마찰력을 추정하는 새로운 공식을 제안한다. 데이터가 가우스 기여도를 따르고 현장 재하시험 결과의 불확실성과 매입말뚝의 안전한 설계를 위해 새로운 공식 도출을 위해 “2σ” 방법을 적용하였다. “2σ” 방법은 신뢰구간 설정하는데 자주 사용되며 이는 신뢰도 분석에서 가장 낮은 컷오프 값으로 간주하였다. 이에 따라 Fig. 11과 같이 새로운 공식을 하위 97.5% 데이터를 적용하여 제안하였다(식 (8)).

Fig. 10

Correlation between shaft resistance and expanded SPT N-value (N^E_s)

Fig. 11

Statistical deduction of the new empirical formula for shaft resistance based on “two-sigma rule”

여기서, N_s^E는 표준관입시험에서 얻은 말뚝 주면부를 따라 확장된 표준관입시험 값이다(N_s^E≤150). 강관 매입말뚝의 최대 단위 주면마찰력은 450kN/m²으로 제한하였다. 기존 경험식과 비교하여 새로 제안된 단위 주면마찰력 공식은 표준관입저항치 50 미만인 경우 지지력 공식 계수가 20% 더 높게 평가되었다. 기존공식은 125kN/m²로 최대 단위주면마찰력으로 사용하였으며, 이는 현장재하시험결과에 비해 매우 보수적인 결과값이다. 제안된 주면마찰력 식은 지반조건을 고려하여 실제 거동과 비슷한 주면마찰력을 추정할 수 있다.

4.4 제안식 검증

본 절에서는 제안된 지지력공식을 기존에 경험식과 비교하기 위하여 Fig. 12와 같이 국내00 현장을 선택하여 비교하였다. 00현장 시험말뚝은 직경 0.508m이고 지층은 매립층, 풍화토, 풍화암으로 이루어져 있다. 그림과 같이 두 시험말뚝의 말뚝본체에 전기저항식 변형률계를 말뚝 축방향으로 2단면을 부착하였다. TP-1은 무선단 보강 말뚝이며, TP-2는 굴착공저에서 70cm 위에 원형철근망으로 보강한 말뚝이다. Table 10은 현장재하시험결과 값과 기존의 경험식 및 새로운 제안식을 비교 검토한 결과이다. 기존 경험식과 비교하여 제안식은 주면마찰력 및 선단지지력 그리고 전체지지력 모두 잘 예측하는 것으로 나타났다. TP-2의 경우 제안식이 선단지지력을 과소하게 예측하였는데 이는 TP-2 말뚝의 경우 일반적인 매입말뚝이 아닌 선단에 원형철근망의 보강을 통해 지지력 발현이 더 잘 된 영향으로 판단된다.

Fig. 12

Soil profile with borehole and embedment for test piles

5. 결 론

본 연구에서는 강관 매입말뚝의 선단지지력과 주면마찰력을 추정하기 위한 새로운 지지력 공식을 제안하였다. 이 공식은 현장재하시험 20건을 분석하여 제안하였으며, 또한 제안된 공식은 확장된 표준관입저항치(주면마찰력 N_s^E=150(50/10), 선단지지력 P_driven=62(50/3))를 적용하였다. 그리고, 제안된 공식을 국내 00현장 사례로 검증하였다. 본 논문에서는 수행된 현장재하시험과 검증 과정을 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 표준관입저항치 N값과 말뚝지지력 사이의 상관관계를 조사하기 위해 20본의 현장재하시험을 수행하였다. 표준관입저항치가 지지력에 미치는 영향을 검토하기 위해 재하시험 완료 후 주변지반의 추가 확인조사를 수행하였다.

(2) 현장재하시험 결과인 축하중 분포도와 하중-침하곡선을 분석하여 선단 지지력과 주면마찰력 거동을 검토하였다. 말뚝 선단지지력/주면마찰력과 표준관입저항치 값의 상관관계를 나타냄으로써 지지력과 표준관입저항치가 정비례 하는 경향을 확인하였다. 이를 통해 기존 지지력 공식이 표준관입저항치를 N=50(주면), 60(선단)으로 제한하여 지반조건을 충분히 고려하지 못하며 보수적으로 산정되는 것을 확인하였다. 따라서, 매입말뚝이 설치된 지반의 상태를 충분히 고려하기 위해 표준관입저항치 값을 주면마찰력 N_s^E=150(50/10), 선단지지력 P_driven=62(50/3) 까지 확대 적용하여 풍화암까지 고려할 수 있도록 지지력공식을 산정하였다.

(3) 현장 재하시험결과를 종합하여 선단지지력과 주면마찰력 공식을 제안하였다. 제안식은 통계처리를 통한 데이터 분석을 하였으며, 이때 제안식은 기존 경험식에 비해 선단 15% 주면 20% 더 크게(q_t=230P_driven(kN/m²), P_driven≤62/(f_max=3.0N_s^E(kN/m²), N_s^E≤150)) 산정되었다.

(4) 제안식의 검증을 위해 국내 00현장 말뚝 2본에 대해 기존 경험식과 비교 검토를 수행하였다. 대조군 양이 부족하다는 한계가 있지만 일반적인 강관 매입말뚝 현장에서 검토한 결과 새로운 제안식은 기존 경험식과 비교하여 제안식은 주면마찰력 및 선단지지력 그리고 전체지지력 모두 비교적 적절히 예측하는 것으로 나타났다.