1. 서 론

지반에 대한 근입깊이가 말뚝 직경에 비해 상대적으로 작은 짧은말뚝은 주로 전력공급을 위한 전선을 지지하는 전주나 신호등, 표지판 등의 횡방향 하중을 주로 받는 기초로 많이 적용되고 있다. 이러한 목적의 기초는 일반적인 기초와 달리 수직하중이 아닌 전선 또는 표지판에 작용하는 풍하중이 주된 작용하중이며 기초 폭에 비하여 상대적으로 길이가 긴 전주 등의 기둥을 통해 하중이 전달되므로 하중작용점과 기초 사이의 이격거리가 커서 매우 큰 모멘트가 기초에 작용하게 된다. 근입깊이가 작은 기초에 큰 모멘트가 작용하게 되면 기초는 강성기초로 거동하여 전도(overturning) 형태의 파괴가 일어난다.

말뚝기초에 작용하는 수평방향 지지력에 대한 연구는  많은 연구결과가 제시되어 있지만, 전도형태의 파괴가 일어나는 짧은 말뚝의 거동 및 지지력에 대한 연구는 상대적으로 드물다. 짧은 말뚝의 전도 거동에 대한 연구는 Brinch Hansen(1961), Broms(1964), Petrasovits and Award(1972), Meyerhof et al.(1981), Prasad and Chari (1999), Zhang et al.(2005), Lee et al.(2010), Li et al. (2017) 등에 의하여 수행되었으며, 주로 기초에 작용하는 모멘트를 저항하기 위하여 말뚝에 작용하는 토압분포를 모형시험과 해석적 분석을 통해 제시하고 있다.

현재까지 짧은 원형말뚝의 전도파괴에 대한 횡방향 지지력을 예측하기 위하여 제안된 지지력 산정법은 주로 말뚝 주면에 작용하는 토압분포 등을 단순화하여 가정한 반경험적인 접근방식을 통해 유도하고 이를 모형실험을 통해 검증하는 방식으로 개발되었다. 또한 Reese and Van Impe(2001), Li et al.(2017)은 짧은 말뚝이 횡방향 하중에 저항하는 경우 말뚝 주면에 작용하는 연직력 및 마찰력 뿐만 아니라 말뚝 선단 바닥에 작용하는 마찰력도 중요한 역할을 한다고 주장하였다. 하지만 실물 크기의 기초에 대해서는 기초의 전도를 일으킬 수 있는 큰 모멘트를 재하하는 것이 매우 어렵기 때문에, 이들 이론의 실제크기 규모의 적합성에 대한 검증은 이뤄진 바가 없다. Lee et al.(2012)는 성토구역에서의 실물크기 재하시험을 통해 성토사면이 전철주기초의 지지력을 저하시키는 효과를 평가한 바 있으나, 말뚝 근입깊이 등에 따른 기초의 거동과 지지력의 변화에 대한 연구는 아직까지 이뤄지지 않았다.

본 연구에서는 직경이 750mm인 원형말뚝 상부에 길이가 상대적으로 긴 전주를 설치하고 전주 최상부에 횡방향하중을 작용하는 방법으로 매우 큰 모멘트를 기초에 가할 수 있는 현장재하시험을 수행하였다. 근입깊이를 변화시킨 3본의 기초에 대한 시험을 수행하였으며, 기초가 완전히 파괴되는 극한상태까지 재하하여 짧은말뚝의 전도파괴 거동을 파악할 수 있도록 하였다. 또한 기존의 예측식에 의하여 계산된 지지력과 시험결과의 분석을 통해 짧은 말뚝의 횡방향 저항력을 계산을 위하여 기존에 제안된 이론들의 적합성을 평가하였다.

2. 짧은말뚝의 횡방향 지지거동

2.1 전도가 발생하는 짧은말뚝에 작용하는 토압분포

지반에 대한 근입깊이가 작은 짧은말뚝이 지지할 수 있는 횡방향 저항력을 산정하기 위해서는, 하중 작용 시 말뚝 주면에 작용하는 토압 분포를 예측하는 것이 가장 중요하다. Zhang et al.(2005)은 횡방향 하중을 받는 짧은말뚝에 작용하는 토압분포에 대한 기존 이론을 정리하여 Fig. 1과 같이 제시하였다. Fig. 1에서 지금까지 제안된 토압분포는 제안자에 따라 많은 차이를 나타내는 것을 알 수 있으며 특히 기초가 회전하는 중심의 상부 토압분포는 차이가 매우 크다. 또한 Broms(1964)가 제안한 방법은 말뚝이 선단을 중심으로 회전하는 것으로 가정하고 있으며, Brinch Hansen(1961), Petrasovits and Award(1972), Mehyerhof et al.(1981)이 제안한 방법들은 기초의 회전 중심에 토압이 발생하는 물리적으로 잘못된 분포를 가정하고 있다.

현재까지 제안된 가장 합리적인 분포는 Prasad and Chari (1999)가 제안하였다. 그들은 직경 102mm의 모형말뚝에 대하여 근입깊이를 말뚝 직경의 3배～6배로 변화시킨 재하시험을 수행하였으며, 각 말뚝에는 10개의 토압계를 설치하여 말뚝 주면에 작용하는 연직응력을 측정하여 그 결과를 토대로 Fig. 2(a)에 제시한 토압분포를 제시하였다. 이 분포에서는 상부에는 말뚝 회전깊이의 0.6배 되는 지점에 최대토압이 발생하고, 회전중심에는 토압이 작용하지 않으며, 말뚝선단에는 상부에서 발생한 최대토압의 1.7배의 토압이 발생하는 것으로 제안되었다. 반면 Li et al.(2017)은 과압밀된 조밀한 사질토에서 340mm 직경의 말뚝을 2,200mm 근입시켜 재하시험을 수행하였으며, 말뚝 주면에 설치된 스트레인게이지로 부터 구한 휨응력으로부터 말뚝에 작용하는 토압을 역산하여 Fig. 2(b)와 같이 제시하였다. Fig. 2(b)에 제시된 결과는 Prasad and Chari(1999)가 제안한 토압분포와 상당한 차이를 나타내고 있으며, 지표부에서 상당한 토압이 발생하고 선단부의 토압은 기존에 제안된 방법에 비해 상당히 작게 발생하였다.

원형기초의 경우는 기초 단면의 곡률로 인해 주면에 전달되는 정확한 연직토압의 측정이 불가능하다. Fig. 3은 Smith(1987)가 제시한 원형기초의 단면에 작용하는 토압 분포로 최대 연직토압은 기초 중심부에서 발생하고, 곡률로 인해 주변으로 갈수록 토압이 감소하는 분포를 보인다. Briaud et al.(1983)은 원형기초의 경우 최대 연직토압에 대한 평균 연직토압의 비는 0.8로 제시하였으며, Prasad and Chari(1999)와 Zhang et al.(2005)은 해당비율을 적용한 횡방향지지력 공식을 제안하였다.

Zhang et al.(2005)은 Prasad and Chari(1999)가 제안한 토압분포를 적용하고 말뚝 주면에 작용하는 마찰력을 추가적으로 고려한 횡방향 지지력 산정방법을 제안하였으며, 기존에 발표된 17회의 재하시험 결과에 대한 분석을 통하여 제안한 방법으로 비교적 정확하게 횡방향 저항력을 예측할 수 있다고 주장하였지만, 지지력 산정결과가 시험결과와 최대 50.7%의 오차가 발생하는 경우도 있어서 제안된 방법의 적용에는 다소 제한이 있는 것으로 판단된다. Li et al.(2017)은 모형실험 결과를 분석하여 유추한 전단력 분포를 통해 말뚝선단하부에 작용하는 마찰저항을 무시할 수 없으며, p-y 곡선을 적용한 해석에 말뚝선단하부의 마찰을 고려하면 보다 정확한 거동예측이 가능하다고 주장하였다.

이처럼 전도파괴가 일어나는 얕은 말뚝기초에 작용하는 토압분포는 많은 가정을 토대로 제안되어 있을 뿐만 아니라 명확하게 검증된 이론은 없는 상태이다. 또한 말뚝에 작용하는 횡방향하중, 모멘트, 수직하중 등의 비율이나 말뚝의 세장비 등에 따라 토압분포가 상당히 변화할 수 있으므로 이와 관련된 보다 많은 연구가 필요하다.

2.2 말뚝에 작용하는 극한횡방향저항력

횡방향하중이 가해진 말뚝에 작용하는 토압이 지반의 극한응력을 초과하면 말뚝의 전도가 발생하게 된다. 말뚝의 단위길이당 주변지반이 받을 수 있는 저항력인 극한횡방향저항(, ultimate lateral resistance)에 대해서는 현재까지 다양한 이론이 제시되었다.

Brinch Hansen(1961)은 흙의 점착력()과 유효내부마찰각()을 적용하여 를 구할 수 있는 식 (1)을 제안하였다.

 (1)

여기서 는 의 함수인 Hansen의 토압계수, 는 흙의 단위중량, 는 지표로 부터의 깊이, 는 말뚝의 폭 또는 직경이다.

Broms(1964)는 비점착성지반에 대하여 다음의 식 (2)를 제안하였다.

 (2)

여기서 는 수동토압계수이며, Fig. 1(a)과 같이 기초의 선단을 중심으로 회전하는 토압분포에 대하여 식 (2)와 선단을 중심으로 한 모멘트 평형을 고려하면 아래의 식과 같은 횡방향극한저항력(, ultimate lateral capacity)를 구할 수 있다.

 (3)

여기서 는 말뚝 상면으로부터 횡방향하중 재하지점까지의 이격거리(편심), 은 말뚝의 근입깊이이다.

식 (3)은 모멘트 평형만을 고려하여 유도된 식으로, 횡방향에 대한 힘의 평형을 만족시키기 위해서는 상당한 크기의 하중이 말뚝 선단 바닥부에 작용한다는 것을 내포하고 있다.

Reese et al.(1974)는 지표부분에서의 쐐기파괴가 발생하고 깊이가 깊어지면 평면변형률 조건의 파괴가 발생하는 것을 고려하여 깊이에 따라 변화하는 를 다음과 같이 제안하였다.

지표 근처 :

 (4)

지표보다 상당히 깊은 지점 :

     (5)

여기서 는 주동토압계수, 는 정지토압계수, , 는 지표에서의 쐐기파괴의 형태를 결정하기 위한 각도이다.

Fleming et al.(1992)은 수동토압계수의 제곱에 비례하는 를 다음의 식 (6)과 같이 제안하였다.

 (6)

Prasad and Chari(1999)는 모형실험 결과를 통해 Fig. 2(a)와 같이 파괴 시 말뚝 전면부에 발생하는 최대토압()은 회전중심까지 깊이()의 0.6배 깊이에서 발생하며 그 값은 아래의 식 (7)을 통해 구할 수 있다고 제안하였다.

 (7)

Fleming et al.(1992)은 위의 식들로 부터 구한 극한횡방항저항은 서로 상당한 차이가 있는 것을 제시하였으며, 실제 설계에서 이러한 문제점으로 인해 말뚝의 극한횡방향저항력을 산정하는 데 많은 문제가 발생하고 있다고 지적하였다. Zhang et al.(2005)은 Fleming et al. (1992)가 제시한 극한횡방향저항을 적용하고 더불어 말뚝 주면에 작용하는 마찰력을 추가적으로 고려함으로써 기존에 발표된 17 종류의 재하시험에 대하여 성공적으로 횡방향지지력을 예측할 수 있다고 주장하였다.

3. 실물크기 재하시험

3.1 말뚝 설치 및 전주 설치

시험을 위한 말뚝은 실제 철도선로의 중심에서 3.0m 이격된 지점에 설치되었다. 철도전력 공급용 전주기초 시공을 위한 천공장비를 이용하여 직경 750mm로 굴착이 이루어졌으며(Fig. 4), 굴착 완료 후에도 공벽이 잘 유지되어 별도의 케이싱은 사용되지 않았다. 굴착깊이는 2.0m, 2.5m, 3.0m 세 종류로 각각 말뚝직경에 대한 근입깊이의 비는 2.7배, 3.3배, 4.0배이다.

굴착이 완료된 후 전주와 기초의 연결을 위하여 직경이 36mm인 앵커 6개를 1,410mm 깊이로 배치한 후 콘크리트를 현장타설하여 기초를 제작하였다(Fig. 5). 또한 기초 상부에는 변위측정용 계측기 설치를 위하여 폭 1,100mm, 두께 200mm의 정사각형 캡을 설치하였다. 기초에는 앵커볼트를 이용하여 길이 9m의 전주를 Fig. 5(b)와 같이 고정하였다.

3.2 지반조건

말뚝이 설치된 지역은 철도선로 구축을 위하여 대형 다짐장비를 이용하여 조성된 양호한 지반조건을 갖추고 있다. Fig. 6은 채취한 지반시료의 입도분포곡선으로 통일분류법에 의하여 GP-GM(실트 및 모래 섞인 입도 불량한 자갈)로 분류되었다.

노반의 강도 및 강성은 각각 동적콘관입시험(Dynamic Cone Pentration Test, DCPT)와 LFWD(Light Falling Weight Deflectometer)시험을 이용한 현장시험으로 평가하였다. 동적콘관입시험은 78.4N의 해머를 575mm의 높이에서 낙하시켜 직경 20mm의 원추를 타격하여 관입되는 길이를 측정함으로써 지반의 강도 및 강성을 평가하는 방법이다(Fig. 7(a)). 현장 시험 시 관입깊이는 500mm 이상을 기준으로 하였으며, 말뚝 1본당 3회씩 모두 9회의 시험이 수행되었다. 시험결과로 측정된 1회 타격당 콘의 관입깊이인 DCP Index(DCPI)를 이용하여 Mohammadi et al.(2008)이 제시한 아래의 식 (8)을 이용하여 내부마찰각을 산정하였으며, 평가된 말뚝주변 지반의 평균 유효내부마찰각은 38.3°로 산정되었다.

(degree) (8)

LFWD는 자유낙하 시킨 추로 인해 발생하는 에너지, 하중, 지반침하 사이의 관계를 이용하여 지반강성을 평가하는 장비로서 사용된 장비는 Dynatest의 Keros Prima100 Portable FWD이다(Fig. 7(b)). 각 말뚝의 주변지반에 3회씩 모두 9회 측정한 결과 평균수직강성은 135MPa로 나타났으며, 이는 고속철도 설계기준(Korea Rail Network Authority, 2015)에서 규정하는 상부노반의 다짐 강성기준인 연직방향재압축변형계수() 80MPa를 상회하는 값으로 해당구역이 매우 조밀하게 다져진 것으로 평가되었다.

3.3 재하방법 및 하중측정

재하방법은 Lee et al.(2012)이 성토지반에서 수행한 시험과 동일한 방법으로 수행하였다. 하중조건을 모사하기 위하여 Fig. 8과 같이 강철 케이블을 전철주에 연결하고 크레인을 이용하여 인장하였다. 횡방향 하중의 재하 위치는 일반적인 철도용 전철선의 높이(레일 상면으로부터 약 7m)를 고려하여 기초로부터 이격거리가 8m인 곳으로 결정하였다.

케이블을 통해 전주에 작용하는 인장력은 Fig. 8와 같이 케이블에 장착된 로드셀을 이용하여 측정하였다. 말뚝의 근입깊이가 2.0m인 1차시험에는 30kN까지 측정이 가능한 로드셀을 사용하였으나 시험 중 로드셀 최대 측정용량에 근접할 때까지 파괴가 발생하지 않아서 2차 시험부터는 최대 측정용량 50kN인 로드셀을 사용하였다. 인장하중은 단계별로 0.5kN 정도씩 증가시키는 것으로 결정하였으며 크레인으로 인장하여 계측하중이 0.5kN 이상 증가하면 계측값이 안정될 때까지 하중을 유지하여 최종 횡방향변위를 측정하였다.

3.4 변위 계측 방법

작용 모멘트에 따른 기초의 변위를 측정하기 위하여 6개의 전자식변위계(LVDT, Linear Variable Differential Transformer)를 설치하였다. 사용된 LVDT는 일본 KYOWA사의 스트레인게이지형 제품(DTH-A-50)으로 최대 50mm까지 측정 가능한 센서이다. Fig. 9와 Fig. 10은 전자식변위계의 설치 위치를 나타낸 것으로 하중 작용방향에 대하여 전면부는 기초 상면에 2개, 기초 측면에 2개 씩 4개를 설치하였고, 후면부에는 기초 상면과 측면에 각각 1개씩 설치하였다. 기초 상면부의 전자식변위계는 기초의 수직변위 측정을 통한 회전각 산정을 위하여 설치하였으며, 기초 측면부의 전자식변위계는 기초의 수평변위를 측정하기 위하여 설치하였다.

4. 시험 결과 분석

4.1 얕은 강성말뚝의 파괴 거동

Fig. 11은 재하시험 결과로 나타난 횡방향 하중-변위 곡선이다. 근입깊이가 2.0m인 경우는 로드셀 용량 문제로 파괴에 이르기 전에 재하를 멈추고 제하하였으며, 근입깊이가 2.5m, 3.0m인 경우에는 파괴하중을 확인하였다. 파괴 직전까지의 말뚝 상부의 수평변위는 근입깊이 2.5m인 경우 1.6mm, 근입깊이 3.0m인 경우 0.9mm로 매우 작게 발생하였으며, 파괴로 인해 약 10mm 정도의 변위가 급격하게 발생하였다. 이러한 경향은 Fig. 12에 나타낸 모멘트-회전각 거동에도 유사하게 나타났으며, 파괴직전까지 근입깊이 2.5m인 경우 0.08도, 근입깊이 3.0m인 경우 0.01도의 회전이 발생하고 파괴로 인해 함께 약 0.7도 이상의 회전이 급격히 발생하였다. 또한 발생한 수평변위와 회전각은 하중이 완전히 제거된 후에도 거의 회복되지 않는 것으로 나타났으며, 이러한 현상은 파괴가 일어나지 않은 근입깊이가 2.0m인 경우에도 동일하게 나타났다. Fig. 13은 시험완료 후 회복되지 않은 변위에 의해 재하방향 반대편의 말뚝캡과 지반사이에 발생한 틈을 보여주며, 상당한 크기의 소성변형이 발생한 것을 알 수 있다.

Fig. 14는 기존의 다른 문헌에 나타난 짧은 말뚝의 횡방향 하중-변위 곡선과 모멘트-회전각 곡선이다. Prasad and Chari(1999)는 직경 102mm의 말뚝에 대하여 근입깊이를 각각 말뚝 직경의 3, 4, 5, 6배로 변화시킨 모형시험을 수행하였으며, 이 때 횡방향하중의 말뚝 상부로부터의 이격거리(편심)는 150mm로 말뚝직경의 1.47배이다. Li et al.(2017)은 조밀한 모래지반에 설치된 직경 340mm, 근입깊이 2,200mm인 말뚝에 대하여 재하시험을 수행하였으며, 편심은 800mm로 말뚝직경의 2.35배이다. Dickin and Raman(2003)은 폭 25mm의 정방형 말뚝에 대하여 근입깊이를 1, 2, 3, 4, 5배로 변화시킨 원심모형시험을 수행하였으며 이 때 편심은 150mm로 말뚝 폭의 6배이다.

Fig. 14에 나타난 결과에는 본 논문의 시험보다 매우 크기가 작은 모형시험임에도 불구하고 파괴직전 변위가 10mm, 회전각이 0.5도 이상으로 상당히 크게 발생하고 있으며, 특히 파괴 이후에 하중이나 모멘트가 변위나 회전각에 따라 증가하는 경화(hardening) 현상이 발생하여 파괴 이후 더 이상 하중이나 모멘트의 증가가 없었던 본 실험의 결과와는 극명한 차이를 나타내고 있다. 이러한 파괴거동의 차이는 주로 편심이 말뚝직경의 10.7배 이상인 모멘트 위주의 하중이 적용된 본 실험의 특성에 의해 나타난 것으로 유추된다. 즉 전주, 표지판, 가로등 등 기초로부터 횡방향하중과 기초 사이의 이격거리가 커서 상당히 큰 모멘트를 받는 경우는 하중 증가에 따라 급격한 전도가 발생하는 파괴가 발생할 수 있는 것으로 판단된다. 따라서 짧은 말뚝의 거동을 평가하는 경우에 횡방향하중과 모멘트의 조합비율(편심)에 따른 파괴 거동의 변화를 반드시 고려해야 하는 것을 알 수 있다.

4.2 근입깊이에 따른 횡방향 강성

Fig. 15는 시험결과로 산정된 말뚝의 횡방향 강성을 근입깊이에 따라 나타낸 것이다. 횡방향 강성은 파괴가 발생하지 않은 근입깊이 2.0m인 경우는 최대하중, 파괴가 발생한 나머지 두 근입깊이에 대해서는 파괴직전 하중에서의 발생 변위를 이용하여 할선계수로 산정하였다.

말뚝의 횡방향 강성은 근입깊이에 따라 증가하였으며, 그 증가 폭은 특히 근입깊이가 2.0m에서 2.5m로 증가할 때 0.003kN/m보다 2.5m에서 3.0m로 증가할 때 0.020kN/m로 매우 크게 나타났다. 이러한 근입깊이에 따른 급격한 강성변화로부터 근입깊이 2.5m에서 3.0m 사이에서 횡방향하중에 대한 기초의 회전위치나 말뚝선단 하부의 마찰저항이 전도에 미치는 영향 등의 변화에 의하여 파괴형태의 급격한 변화가 발생하는 것을 유추할 수 있다.

4.3 기존 지지력예측식과의 비교

Fig. 16은 Broms(1964), Prasad and Chari(1999), Zhang et al.(2005)이 제안한 방법에 의하여 계산한 극한횡방향저항력을 시험결과와 비교하여 나타낸 것이다.

Fleming et al.(1992)은 Broms(1964)가 제안한 방법이 극한횡방향저항력을 과소평가한다고 제시한 바 있다. 그러나 본 실대형 재하시험의 조건과 같이 기초와 하중작용점 사이의 편심이 큰 경우는 매우 큰 작용 모멘트의 평형을 위하여 말뚝의 회전중심이 얕아지게 되므로, 말뚝의 회전에 따른 응력 방향의 반전 등을 고려하는 Prasad and Chari(1999)의 방법이나 Zhang et al.(2005)의 방법에 비해 말뚝 선단을 중심으로 한 회전을 가정하는 Broms의 방법에 의해 가장 큰 극한횡방향저항력이 산정되는 것으로 나타났다.

재하시험 결과는 말뚝 근입깊이가 2.0m인 경우 최대 재하하중이 이론에 의하여 예측된 횡방향극한저항력 중 가장 큰 값인 Broms의 방법에 의한 결과보다 크게 나타났다. 그러나 근입깊이가 커지면서 시험결과는 Prasad and Chari나 Zhang et al.의 방법에 의한 예측 값에 접근하는 것으로 나타났다. 앞에서 언급한 바와 같이 말뚝 선단 바닥부의 마찰 저항은 현재까지 제안한 지지력 예측 방법들에서는 고려할 수가 없다. 반면 본 논문에서 다루고 있는 말뚝은 콘크리트의 현장타설에 의하여 설치되어 말뚝선단 바닥면과 지반 사이에 매우 큰 부착력이 발휘되었을 것으로 예측된다. 말뚝의 근입깊이가 작은 경우에는 이러한 부착력이 선단부에 크게 나타나, Broms의 방법에서 적용된 선단 중심의 회전과 유사한 파괴 거동이 발생한 것으로 예측된다. 반면에 근입 깊이가 상대적으로 깊어지면 회전중심 하부의 말뚝 주면에 작용하는 연직응력 만으로도 충분한 지지가 가능하므로 회전중심이 얕은 형태로 파괴가 발생하여, Prasad and Chari (1999)나 Zhang et al.(2005)의 방법에 의하여 산정된 횡방향극한저항력과 유사한 재하시험 결과가 나타나는 것으로 판단된다. 이러한 결과로 부터 횡방향하중을 받는 말뚝의 전도파괴와 관련 된 회전중심 등의 거동이 횡방향하중과 모멘트의 상대적인 비율과 말뚝의 근입깊이에 따라 변화하는 것으로 예측된다. 따라서 정확한 거동의 파악을 위해서는 말뚝선단 바닥에서의 흙-말뚝 사이의 마찰거동까지 모사할 수 있는 수치해석 방법을 개발하고 횡방향 하중의 편심량에 따른 하중조합이나 말뚝의 근입비율에 따른 말뚝의 거동 변화를 살펴보는 것이 필요하며, 이를 토대로 조건에 따른 가장 적합한 횡방향저항력 산정식을 결정하는 것이 바람직한 것으로 판단된다.

본 논문에서는 말뚝의 근입깊이만을 변화시킨 시험이 수행되었으며, 시험결과로 부터 유추된 말뚝직경에 대한 근입깊이 비에 따른 파괴형태의 변화와 횡방향극한저항력 산정방안에 대하여 Table 1과 같이 정리하여 나타내었다. Table 1에 제시한 방안은 3회의 재하시험 결과를 통한 잠정적인 결론으로, 보다 합리적인 짧은 말뚝의 설계를 위해서는 추가적인 재하시험 및 수치해석 등을 통하여 하중조합, 지반조건, 말뚝 설치방법 등의 영향도 파악할 수 있는 연구가 필요하다.

Table 1. Failure patterns and recommended design methods according to pile diameter to embedded length ratio

5. 결 론

본 논문에서는 실물크기 재하시험을 통해 기초 상면으로부터 이격거리가 큰 지점에 횡방향하중을 받아 모멘트 위주의 하중이 작용하는 짧은말뚝의 거동을 평가하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1)모멘트 위주의 하중을 받는 짧은말뚝은 파괴 직전까지 거의 변위가 발생하지 않다가 급격하게 말뚝이 전도되는 거동을 나타내었다. 파괴직전까지 발생하는 횡방향변위나 회전각은 매우 작게 나타났으며, 파괴 후에는 변위 증가에도 더 이상 하중이 증가하지 않는 변위 연화 현상이 나타났다. 이러한 결과는 기존의 횡방향하중 위주의 모형실험 결과에서 나타난 상대적으로 큰 파괴직전 변위나 변위에 따라 하중이 지속적으로 증가하는 파괴 후의 변위경화 현상과 대조되었다. 따라서 횡방향하중을 받는 짧은말뚝의 경우 횡방향하중과 모멘트의 비율(편심)에 따라 파괴거동의 변화가 있는 것으로 평가되었다.

(2)말뚝의 근입깊이가 증가함에 따라 말뚝의 횡방향 저항력은 점진적으로 증가하나, 횡방향 강성은 근입깊이가 2.5m에서 3.0m로 증가할 때 급격히 증가하는 것으로 나타났다. 이로부터 근입 깊이가 증가함에 따라 말뚝의 회전중심이나 말뚝선단 하부면 마찰저항력의 발현 여부 등 지지거동이 급격히 변화하는 것을 유추할 수 있다.

(3)기존에 제안된 세 종류의 방법에 의하여 산정한 극한횡방향저항력과 재하시험 결과를 비교한 결과, 말뚝 근입깊이가 2.0m로 작은 경우에는 회전 중심을 말뚝선단으로 가정하여 유도된 제안식의 결과와 시험결과가 유사한 반면, 근입깊이가 2.5m 이상으로 깊어지면서 회전중심을 기준으로 말뚝 길이에 따라 작용 토압의 반전을 가정한 제안식의 결과에 시험결과가 근접하는 것으로 나타났다. 이를 토대로 말뚝 근입깊이가 말뚝직경의 3.3배 이하인 경우는 말뚝 선단을 중심으로 한 회전을 가정한 저항력 예측방법이, 3.3배인 이상인 경우는 말뚝 근입부의 한점을 중심으로 한 회전을 가정한 방법이 각각 적합한 것으로 판단된다.

본 연구를 통해 횡방향하중을 받는 짧은말뚝의 거동은 횡방향하중에 대한 모멘트의 상대적 크기나 근입깊이에 따라 변화하므로 특정한 위치의 회전중심 등의 가정을 전제로 유도된 해석식의 적용은 부적한한 것으로 판단된다. 또한 기존의 p-y 곡선 등을 이용한 근사적인 해석방법도 회전중심에 따른 토압의 반전이나 말뚝주면과 선단하부에 발생하는 마찰력을 고려하기에는 부적절하다. 따라서 향후 보다 합리적인 짧은말뚝의 횡방향저항력 예측을 위해서는 이렇게 변화하는 지지특성을 고려할 수 있도록 하중조합의 변화에 따른 회전중심의 변화나 흙-콘크리트 경계의 마찰을 정확하게 모사할 수 있는 수치해석기법의 개발이 필요한 것으로 판단된다.