1. 서 론

인구 증가와 더불어 한정된 국토자원으로 인해, 기존 공동주택의 수직 및 수평증축 리모델링의 수요가 크게 증가하였다. 국토교통부(2013)에 따르면, 2012년 말 기준으로 15년 이상된 아파트가 전국 약 400만호에 이르는 등 공동주택의 재고가 점차 증가할 것으로 예상되며, 주민불편 해소를 위하여 리모델링 활성화가 필요한 상태이다. 이에 따라, 2013년 4.1대책을 통해 수직증축 리모델링 허용 방침을 발표하였으며, 2013년 12월 주택법을 개정하여 세대수 증가형 리모델링을 허용한 바 있다. 그 후 2014년 4월 주택법 시행령을 개정하여, 기존 층수가 12층 이상 14층 이하인 건물에서는 최대 2개층까지, 15층 이상인 건물에서는 최대3개층까지 수직증축을 허용하고 있다(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2013).

공동주택 수직증축 리모델링의 시공순서는 Fig. 1과 같다. 기초구조물에 가해지는 건물의 하중은 골재 하중(Frame Load, FL) 및 마감재 하중(Finishing Material Load, FML)을 포함한 사하중(Dead Load, DL)과 활하중(Live Load, LL)으로 구성되어 있으며, 마감재 하중과 활하중이 약 40%를 차지한다. 아파트 등 건물의 수직증축 시공시 첫 단계는 마감재 하중과 활하중을 제거하는 것이다. 그 후, 기존기초 하부에 언더피닝 공법으로 보강말뚝을 설치한다. 보강말뚝 설치 후 기존 건물 상부에 최대 3층의 수직증축을 시공한 후, 마감재와 활하중을 재재하하는 과정을 통해 수직증축 리모델링을 마무리 한다.

Fig. 1.

Construction remodeling stage of an apartment building

기존 건물의 수직증축시, 증축 시공에 따른 추가하중을 기초구조물이 버틸 수 있도록, 기초구조물의 지지력이 보강되어야 한다. 따라서, 지지력을 증대시키고 구조물의 침하를 감소시키기 위하여 기존 건물의 리모델링시 언더피닝공법을 적용한 기초의 보강이 필수적이다.

언더피닝을 위해서는 소일네일링과 그라우팅공법 등 다양한 공법이 적용되어 왔다(Bruce, 1993; Cole, 1993; Lizzi, 1982; Makarchian; 1994). Makarchian와 Poulos (1994; 1996)는 유한요소해석을 통해 언더피닝공법을 적용한 기초를 분석하였으며, 언더피닝 말뚝의 간편설계법을 제안하였다. 또한, 기초의 침하 저감을 위한 토목섬유를 활용한 보강공법에 관한 연구도 수행된 바 있다(Nakai, 2014; Han, 2002). 이러한 공법들 중, 마이크로파일은 1980년대 이후 가장 널리 활용되는 보강공법이다(Lizzi, 1993; Dietz, 2006; Tsukada, 2006; Lehtone, 2010). 마이크로파일공법은 설치시 지반교란이 적어 인접구조물에 미치는 영향이 적으며, 시공시 발생하는 진동이나 소음이 적기 때문에, 언더피닝공법을 활용한 기존 노후 건물의 기초보강시 널리 활용되고 있다.

FHWA(2005)에 따르면, 마이크로파일은 마찰말뚝으로 분류되기 때문에, 일반적인 선단지지말뚝과는 하중전이거동이 상이하다. 따라서, 마이크로파일을 활용한 기초보강시 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 확인하는 것은 매우 중요하다. Cho 등(2014)은 모형실험을 통해 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 확인하였다. 다만, 대부분의 연구에서 기초보강시 보강말뚝의 효과에 중점을 두는 반면, 기존 말뚝의 허용지지력에 대한 연구는 부족한 실정이다. Esmaeili 등(2012)의 연구에서는 마이크로파일을 활용한 제방 보강시 제방의 정적 허용지지력이 65% 증가함을 확인하였으며, Han과 Ye(2006)의 연구에서는 언더피닝공법에 의한 기초보강시 약 75%의 추가하중을 지지할 수 있음을 확인하였다.

수직증축 리모델링시 기존의 하중은 기존말뚝이 지지하며, 증축에 의한 추가하중은 기존말뚝과 보강말뚝이 함께 분담하여 지지한다. 보강말뚝이 기존 기초 사이에 설치된다고 하더라도, 증축에 의한 추가하중 중 일부가 기존말뚝으로 추가로 재하되기 때문에 기존말뚝의 허용지지력에 대한 검토가 반드시 필요하다. 또한, 시공시 기존말뚝 사이의 공간이나 배치의 제한 때문에 시공 가능한 보강말뚝의 수량에 한계가 있기 때문에, 추가하중이 가해졌을 때 기존말뚝의 허용지지력을 초과하지 않도록 기존말뚝에 가해지는 하중을 줄일 수 있는 공법이 필요하다.

선재하공법을 기초보강에 활용할 때에는 보강말뚝에 유압잭을 적용하는 것이 일반적이며(O’Neill, 1989; Cole, 1993; Lehtone, 2010), 중국에서 수행된 기존3층 건물을 7층까지 수직증축시 유압잭을 활용한 선재하공법 적용 사례가 보고되었다(Liu, 2005). 그 결과, 선재하공법을 적용한 보강기초에서의 최종침하량이 감소하였으며, 해당 건물의 기초보강 이후 5년이 지나도록 안정성에 문제가 없는 것을 확인하였다.

위와 같이 기존연구들을 통해 선재하공법이 침하량을 감소시키고, 기존기초의 안정성을 확보하는데 효과적인 것을 확인할 수 있었다. 본 연구에서는 기초보강시 선재하공법의 효과에 대하여 연구를 수행하였다. 보강말뚝의 지지력을 조기 발현시키는 것뿐만 아니라, 기존말뚝에 가해지던 하중 중 일부를 새로 시공한 보강말뚝에 전달함으로써 수직증축시 추가된 하중에 의해 기존말뚝의 허용지지력을 초과하지 않도록 하였다.  

이를 위해 본 연구에서는 3차원 유한요소 수치해석을 활용하여 수직증축시 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 산정하고, 선재하공법의 적용 여부에 따른 하중분포특성을 비교분석하여 선재하공법의 효과를 검증하고자 하였다.

2. 선재하공법의 메커니즘

수직증축 리모델링시 선재하공법은 두 가지 목적으로 적용된다. 첫 번째는 보강말뚝에 하중을 미리 재하하여 기존기초에 가해지고 있던 하중 중 일부를 새로 시공하는 보강말뚝에 전달하고자 하는 목적이 있다. 두 번째 목적은 추가하중을 보강말뚝이 효율적으로 지지할 수 있도록, 보강말뚝에 미리 침하를 발생시켜 보강말뚝의 지지력을 빨리 발현시키고자 하는데 있다. 즉 보강기초 시공 후 기초판과 연결하기 전에 기존말뚝들을 반력말뚝으로 활용하여 보강말뚝 두부에 연직방향의 압축하중을 가하는 동시에 기존말뚝에는 인발력이 작용하여 기존기초에 가해지던 하중 중 일부를 보강기초에 전달하며, 보강말뚝에 주면지지력이 발현하도록 하는 메커니즘이다. 본 연구에서는 Fig. 2와 Fig. 3과 같이 선재하 모형장치를 제작하여 선재하공법의 메커니즘을 확인하였다. 선재하 모형장치는 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 4개의 기존말뚝(existing pile, EP)과 1개의 보강말뚝(reinforcing pile, RP), 기초판, 로드셀, 계측기, 그리고 나사식 선재하장치로 구성되어 있다. 로드셀은 기초판 하부에 연결되어 기초판에서 기존기초에 가해지는 하중을 측정하도록 제작하였으며, 로드셀에 가해지는 하중은 디지털계측기를 통해 읽을 수 있다. 선재하장치는 나사식으로 제작되어 나사를 돌려 보강말뚝에 하향 축하중을 가하게 되면, 보강말뚝 하부에서 상향 축하중이 반력으로 작용하여 기존기초와 연결된 기초판에 상향력이 작용하게 된다. 기존 기초와 연결된 기초판(Fig. 3a) 중앙에 천공을 한 후(Fig. 3b), 보강말뚝을 설치하고(Fig. 3c & 3d), 선재하장치를 기존기초와 연결된 기초판에 설치한다(Fig. 3e & 3f). 그 후 나사를 돌려 보강말뚝에 선재하하중을 가하게 되면(Fig. 3g), 보강말뚝에는 하향력이, 선재하장치와 연결된 기초판은 반력에 의해 상향력이 작용하게 된다(Fig. 3h). 이에 따라, 기초판과 연결된 로드셀에서는 상향력에 의해 인발력이 작용하는 것을 계측할 수 있다. 즉, 선재하공법을 적용함으로써 보강말뚝은 압축력에 의하여 말뚝-지반 사이의 변위가 발생함과 동시에 주면마찰력이 발현되며, 기존말뚝에는 반력에 의한 인발력이 작용하게 되여 기존에 받고 있던 하중이 경감되는 효과가 있음을 확인하였다.

Fig. 2.

Model of preloading equipment

Fig. 3.

Procedure of preloading method

3. FEM 모델링 개요

본 연구에서는 Fig. 4에 나타낸 것과 같이, 원형기준 3m × 3m × 1m 기초판에 4개의 기존 말뚝과 1개의 보강말뚝이 설치된 말뚝지지 전면기초(piled raft)로 가정하여 해석을 수행하였다. 실제 XX아파트 리모델링 현장 설계 사례를 바탕으로 기존말뚝은 직경 350mm, 길이 8m인 PC 말뚝이며, 보강말뚝은 직경 200mm, 길이 10m인 일반 마이크로파일로 설정하였다. 그러나 본 연구에서는 지지력에 기초판이 미치는 영향을 배제하기 위하여 기초판과 지반을 이격시켜 직접 지표와 접촉하지 않도록 모형지반에 기초모형을 설치하였다. 또한 수치해석시 토조에 의한 경계효과를 배제하기 위하여, 토조를 10m × 10m × 20m로 모델링하였으며, 말뚝간 군말뚝효과 역시 배제하기 위하여, 말뚝간 거리를 말뚝직경의 3배(3D= 1,050mm)이상인 1.8m로 배치하였다(Das, 2015; Butterfield, 1971; FWHA, 2005).

Fig. 4.

Geometry of foundation and the soil (EP: existing pile, RP: reinforcing pile)

3.1 재료 물성치

본 연구에서는 지반과 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였다. 지반은 사질토층과 풍화암층의 2개 층으로 구성하였으며, 탄소성 모델인 Mohr-Coulomb 모델로 모델링하였다. Table 1에 각 지층의 입력 물성치를 정리하였다. 콘크리트 말뚝과 기초판의 경우, 재하하중 범위에서는 재료의 파괴가 발생하지 않는다고 판단하여 말뚝과 기초판을 탄성모델로 모델링하였으며, Table 2에 말뚝과 기초판의 입력 물성치를 정리하였다. 말뚝과 기초판의 물성은 콘크리트의 일반적인 물성값을 이용하였으며, 마이크로파일의 탄성계수를 산정할 때에는 강봉과 그라우팅구근의 면적비를 고려한 합성탄성계수를 산정하여 적용하였다. 또한 말뚝기초를 체적요소로 모델링하였을 때, 축력이 정확하게 계산되지 않는다는 한계가 있기 때문에, 말뚝에 작용하는 축력을 확인하기 위하여 체적요소로 모델링한 말뚝의 축방향으로 빔요소를 추가하여 축력을 측정하였다. 말뚝 빔요소의 물성치는 체적요소의 탄성계수를 제외한 모든 물성치가 동일하며, 탄성계수만 체적요소의 10⁶ 배 작게 적용하였다(Lebeau, 2008). 또한, 지반과 말뚝의 접촉면에 지반-말뚝 상호작용을 고려하여 인터페이스 요소를 모델링하였다. PLAXIS에서는 아래 식 (1)과 식 (2)와 같이, 인접 지반의 물성치에 인터페이스 강도감소계수인 R_inter를 적용한다(PLAXIS, 2005). 감소계수는 지반-구조물 접촉면의 거칠기에 관한 계수이며, 마찰력 및 점착력과 같은 강도계수와 연관되어 있다. 일반적으로 실제 지반-구조물 접촉면에서는 주변지반보다 인터페이스의 강도가 더 약하며, 이에 따라 감소계수는 1보다 작은 값을 가진다. 기존 연구에 따르면 모래지반-구조물 접촉면에서는 일반적으로 0.67을 적용한다(Tschuchnigg, 2013). 본 연구에서는 아래 식을 적용하여 인터페이스 모델에 적용하였다.

Table 1. Properties of the soil

Table 2. Properties of piles and the raft

c_i=R_interc_soil (1)

tan_i=R_intertan_soil (2)

여기서, c_i와 tan_i는 인터페이스의 점착력 및 마찰각을, c_soil와 tan_soil는 인접지반의 점착력 및 마찰각을 의미한다.

3.2 선재하공법 모델링

본 연구에서 수행한 수치해석에서는 선재하장치를 Fig. 5와 같이 잭킹(jacking) 시스템으로 모델링하였다. Fig. 5(b)에 나타낸 것과 같이 선재하장치를 통해 보강말뚝에는 압축력이, 기존기초와 연결된 기초판에는 인발력이 작용하도록 모델링 하였으며, 인터페이스를 모델링하여 선재하하중이 가해질 때, 보강말뚝과 기초판이 연결되지 않은 상태를 모델링하였다. 인터페이스 요소의 강성은 선재하하중에 의한 요소 변형 없이 입력한 하중 모두가 기존기초의 인발력과 보강기초의 압축력으로 작용할 수 있도록 1,000MPa로 매우 크게 적용하였다.

Fig. 5.

Numerical modeling of preloading device

위에서 설명한 모델링 기법이 선재하공법을 적절히 모델링하였는지 검증하기 위하여 200kN의 하중을 동시에 가하여, 보강말뚝에는 압축력이, 기존기초에는 인발력이 제대로 작용하는지를 검토하였으며, 그 결과를 Fig. 6에 나타내었다. 그 결과 기존말뚝에는 인발력이 작용하고, 보강말뚝에는 압축력이 작용하여 해당하는 방향으로 변위가 발생한 것을 확인하였다. 또한, 본 연구에서 선재하하중으로 적용한 100kN에 대하여 기존말뚝의 변위가 0.06mm로 매우 작게 나타나는 것을 보아 선재하하중을 적용하더라도 기존 기초의 안정성에는 문제가 없이 기존말뚝의 하중을 보강말뚝으로 전이시킬 수 있음을 확인하였다.

Fig. 6.

Load-displacement behavior of existing pile and reinforcing pile by preloading

3.3 하중 재하 단계

기존말뚝(PC pile)과 보강말뚝(micropile)의 허용지지력을 산정하기 위하여 해석을 통해 하중-침하 곡선을 구하였으며, 그 결과를 Fig. 7에 제시하였다. 기존말뚝과 보강말뚝의 극한지지력을 산정하기 위하여 최대 2,000kN의 축하중을 재하하였으며, 말뚝 변위 25.4mm 기준을 적용하여 극한지지력을 산정한 결과, 기존말뚝과 보강말뚝의 극한지지력은 각각 1,330kN과 790kN으로 나타났다(Terzahi and Peck, 1967; Touma and Reese, 1974). 이렇게 산정한 극한지지력에 일반적으로 사용되는 기초구조물의 안전율 3.0을 적용하여 기존말뚝과 보강말뚝의 허용지지력을 각각 443kN과 263kN으로 결정하였다.

Fig. 7.

Load settlement behavior of existing pile (PC pile) and reinforcing pile (micropile)

위의 허용지지력 산정결과를 바탕으로, 기존 기초가 허용지지력에 근접한 하중을 받고 있다고 가정하여 기존 건물에 가해지고 있던 기존하중을 1,700kN으로 결정하였으며, 이를 4개의 기존말뚝과 결합된 기초판에 적용하였다. 그 후 마감하중 및 활하중에 상응하는 40%의 하중을 제거하였으며, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 이후, 선재하공법의 효과를 비교 확인하기 위하여 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 적용한 경우에 따라 해석 조건을 달리하였다(Table 3). 마지막으로, 보강말뚝의 설치 후 마감하중 재재하 및 추가 증축하중 재하 과정에 해당하는 하중을 재하하였다. 추가하중은 기존하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 재하하였으며, 마감하중 재재하에 상응하는 1,700kN 이후로부터는 기존 하중의 10%에 해당하는 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 재하하였다. Table 3에 선재하공법 유무에 따른 하중재하단계를 정리하였다.

Table 3. Remodeling construction stages considering preloading method

4. 해석 결과

앞서 설명한대로, 본 연구에서는 기존말뚝과 보강말뚝의 허용지지력을 산정한 후, 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 유무에 따른 수치해석을 수행하였다. 수치해석을 통해 보강 마이크로파일의 보강효과와 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 시공단계에 따른 수치해석을 수행하였으며, 선재하공법을 적용한 경우에는 100kN의 선재하하중을 가하였다.

4.1 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 기초 보강

수치해석 수행시, 수직증축 리모델링의 시공단계를 고려하여 기존 기초판에 1,700kN의 초기 하중이 가해지고 있는 상태에서 마감하중의 제하를 모사하여 초기 하중의 60%까지 하중을 감소시킨 후, 보강 마이크로파일을 설치하였다. 그 후 별도의 선재하공법 적용 없이 마감하중 및 증축하중 재재하를 모사하여 기존 하중의 150%에 해당하는 2,550kN까지 하중을 재하하였다. 재재하단계에서는 기존 하중 1,700kN까지 바로 재하한 후, 170kN씩 총 5단계에 걸쳐 추가하중을 재하하였다. Fig. 8에 하중단계에 따른 기존말뚝과 보강말뚝의 하중전이분석 결과를 나타내었다. Fig. 8의 결과로부터 사질토 구간인 0-6m 구간에서의 하중 변화량보다 풍화암구간인 6-10m 구간에서의 하중 변화량이 큰 것을 확인할 수 있으며, 이는 기존말뚝 및 보강말뚝에서 사질토 층의 주면지지력이 크지 않고, 풍화암구간의 주면지지력과 선단지지력이 말뚝의 지지력을 좌우한다는 점을 의미한다. 특히, 보강말뚝의 경우 하중단계 100%와 110%의 하중전이곡선을 보면 사질토층에서의 주면지지력과 풍화암에서의 선단지지력이 거의 발현되지 않았으며, 120%의 하중단계에 도달했을 때 사질토층의 주면지지력과 풍화암에서의 선단지지력이 발현된 것을 확인할 수 있다(Fig. 8b).

Fig. 8.

Load transfer behavior of piles without preloading

수직증축 리모델링시 보강말뚝의 성능을 평가하는데 있어 기존말뚝과 보강말뚝이 받는 하중의 비율을 나타내는 하중분담율은 매우 중요한 요소이다. Fig. 9에 초기하중-제하-재재하 단계에 따른 기존말뚝(EP)과 보강말뚝(RP)의 하중분담율 결과를 나타내었다. 앞서 언급한대로, 기존기초는 4개의 기존말뚝이 기초판에 연결된 상태로 모델링하였으며, 보강말뚝은 제하단계 이후에 설치되었다. 본 연구에서는 기초판을 지반에 접하지 않게 모델링 하여 기초판의 하중 분담을 따로 고려하지 않았기 때문에, 초기하중단계와 제하단계에서의 기존기초의 하중분담율은 기존말뚝 1개당 25%씩 분담하고 있는 상태이다. 그 후 보강말뚝이 설치되고 재재하 단계를 거치며 보강말뚝에도 하중이 가해지게 되어 기존말뚝의 하중분담율은 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하게 된다. 해석의 최종 하중단계인 150%(2,550kN)에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 10%까지 증가하며, 기존말뚝 1개당 하중분담율은 약 23%까지 감소하는 것으로 나타났다. 또한, Fig. 9의 그래프 양상을 미루어볼 때, 기존말뚝의 하중분담율은 감소하고, 보강말뚝의 하중분담율은 증가하다가, 일정 수준에서 수렴할 것으로 예측된다.

Fig. 9.

Load distribution ratio on piles vs. loading level without preloading

4.2 선재하공법을 적용한 경우의 기초 보강

기초보강시 선재하공법의 효과를 확인하기 위하여 선재하공법을 적용한 수치해석을 수행하였다. Table 3에 제시한 것과 같이 보강말뚝 설치 후 선재하공법을 추가로 적용한 점 이외에는 앞서 수행한 경우와 동일한 방식으로 수치해석을 수행하였다. 기존말뚝의 안정성에 영향을 미치지 않는 범위 내의 선재하하중을 재하하기 위하여 Fig. 7에서 확인한 100kN의 선재하하중을 적용하였다.

Fig. 10에 선재하공법 적용시 하중단계별 기존말뚝과 보강말뚝의 하중전이분석 결과를 나타내었다. 기존말뚝의 하중전이거동은 선재하공법을 적용하지 않은 경우와 거의 일치하는 것을 확인하였다. 다만, 60%까지 제하 후 선재하공법을 적용하였기에 두부에서의 축하중이 약 10% 정도 추가로 감소한 것을 확인할 수 있었다. 이와는 반대로, 보강말뚝에서는 선재하하중 100kN가 추가로 가해졌으며, 이로 인해 재재하 초기단계인 하중단계 100%와 110%에서도 사질토층의 주면지지력과 말뚝선단에서의 선단지지력이 충분히 발현된 것을 확인할 수 있었다(Fig. 10b). 따라서, 선재하공법의 두 번째 목적인 선재하에 의한 지지력의 조기 발현 효과가 있는 것으로 나타났다.

Fig. 10.

Load transfer behavior of piles with preloading

Fig. 11에 선재하 공법 적용시 하중분담율 결과를 나타내었다. Fig. 9에 나타낸 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 결과와 유사한 경향을 나타내었다. 국내의 수직증축은 15층 이상 건물에서 최대 3층 증축까지 가능하기 때문에, 실제 수직증축 리모델링 사례에서의 최종하중단계는 약 120% 수준으로 예상되는데, 120%에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 9.5% 정도로, 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 8.6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 또한, 선재하공법에 의해 초기 하중단계에서 보강효율이 빠르게 증가하여 약 100%의 하중단계에서 하중분담율이 최종하중단계의 하중분담율과 거의 유사한 것을 확인할 수 있었다. 이는 선재하공법 적용시 보강말뚝의 하중분담율이 증가함과 동시에 낮은 하중단계에서도 보강효율을 빠르게 극대화시킬 수 있음을 의미한다.

Fig. 11.

Load distribution on piles with preloading

4.3 선재하공법의 효과 비교

선재하공법의 효과를 비교하기 위하여 선재하공법 적용 유무에 따라 기존말뚝에 작용하는 하중을 Fig. 12에 나타내었다. 기초보강 전 단계에서는 기초별 하중이 동일한 것을 확인할 수 있으며, 재재하단계에서 선재하공법을 적용한 경우에 기존말뚝에 가해지는 하중이 5%정도 감소하는 것을 확인하였다. 즉, 선재하공법을 적용한 경우 기존말뚝에 가해지던 하중 일부를 보강말뚝에 전달하였다고 판단할 수 있다. 다만, 하중단계가 증가할수록 선재하공법의 유무에 따른 하중 차이가 감소하는 것을 확인하였으며, 최종하중단계인 150%에서는 그 차이가 거의 없음을 확인하였다.

또한, 110% 하중단계에서 기존말뚝에서의 하중은 선재하공법 적용여부에 따라 각각 447kN과 430kN이다. 기존 말뚝의 허용지지력이 443kN임을 고려하면, 선재하공법을 적용하지 않았을 경우 허용지지력을 상회하는 하중이 기존말뚝에 가해지지만, 선재하공법을 적용하는 경우 허용지지력 범위 내의 하중이 기존말뚝에 가해진다. 즉, 기초보강시 말뚝의 허용지지력에 따른 안정성을 확보하기 위하여 선재하공법을 적용하는 것이 효과적이라 판단할 수 있다. 또한 이러한 결과는 선재하 하중 크기에 따라 보강 효율이 달라질 수 있으므로 이에 대한 추가 연구가 필요하다.

Fig. 12.

Comparison of carried load of existing pile with preloading and without preloading

Fig. 13에는 선재하공법 적용 유무에 따른 보강말뚝에 작용하는 하중을 나타내었다. 재재하 초기단계인 100% 하중단계에서는 선재하공법 적용시 선재하 하중에 의해 기존말뚝의 하중 중 일부가 보강말뚝으로 전이되었기 때문에, 선재하공법 적용유무에 따라 보강말뚝에 가해지는 하중이 2배가량 차이가 발생하였으나, 하중단계가 증가함에 따라 보강효율이 감소하는 것으로 나타났다.

Fig. 13.

Comparison of carried load of reinforcing pile with preloading and without preloading

이에 대한 원인은 선재하하중 적용에 따른 말뚝 강성의 변화에 기인한 것으로 판단된다. Fig. 14는 선재하공법 적용유무에 따라 보강말뚝의 하중-침하곡선을 각각 나타낸 결과이다. 보강말뚝에 선재하하중을 가하게 되면, 보강말뚝에는 일정수준의 침하가 발생함과 동시에 주면지지력이 발현되어 보강말뚝의 지지력이 증가한다. 이때, 말뚝의 보강 성능은 말뚝의 강성 및 말뚝-지반 사이의 강성에 큰 영향을 받는 것으로 알려져 있다(Wang and Han, 2017). 말뚝-지반 사이의 강성은 하중-침하곡선에서의 할선탄성계수로 확인할 수 있다. Fig. 14에 따르면, 하중이 증가함에 따라 할선탄성계수가 감소하는 것을 확인할 수 있으며, 이는 말뚝-지반 사이의 강성이 감소하는 것을 의미한다. 특히, 선재하공법 적용 유무에 따라 그 결과를 비교하면, 재재하 110%의 하중단계까지는 선재하공법을 적용하였을 때의 할선탄성계수가 선재하공법을 적용하지 않았을 때의 할선탄성계수보다 큰 것을 확인할 수 있다. 이는 선재하공법의 효과에 의해 말뚝-지반 사이의 강성이 증가한 것으로 생각된다. 그러나, 110% 이상으로 하중단계가 증가함에 따라 선재하공법을 적용하였을 때의 할선탄성계수가 선재하공법을 적용하지 않았을 때의 할선탄성계수보다 작아지며 선재하공법의 효과가 감소하여 보강효율이 감소하는 것으로 판단된다.

Fig. 14.

Comparison of load-settlement behavior of reinforcing pile with preloading and without preloading

5. 결 론

본 연구에서는 수직증축 리모델링시 기초보강을 위한 선재하공법의 메커니즘을 확인하고, 3차원 FEM 수치해석을 통해 그 효과를 검증하였다. 선재하공법의 기초보강 효과를 확인하기 위하여 일련의 수치해석을 수행하였으며, 실제 시공단계를 고려한 초기하중-제하-재재하 단계에서의 기존말뚝과 보강말뚝의 하중분포특성을 평가하였다.

해석을 통해 기존말뚝과 보강말뚝의 단일 말뚝 허용지지력을 산정하였으며, 선재하공법 적용시 기존기초와 보강기초의 하중-침하거동을 확인하여 기초의 안정성을 검토하였다. 그 결과 선재하공법을 적용하였을 때, 기존말뚝에 가해지던 하중 일부가 보강말뚝으로 전이되어, 기존말뚝의 하중분담율이 감소하고 보강말뚝의 하중분담율이 증가하는 것을 확인하였다. 특히 국내의 수직증축은 15층 이상 건물에서 최대 3층 증축까지 가능하기 때문에, 실제 수직증축 리모델링 사례에서의 최종하중단계는 기존 하중 대비 약 120% 수준으로 예상되는데, 120%에서의 보강말뚝의 하중분담율은 약 9.5% 정도로, 선재하공법을 적용하지 않은 경우의 8.6%에 비해 증가한 것을 확인할 수 있었다. 다만, 재재하 초기에는 선재하공법에 의해 말뚝-지반사이의 강성이 증가하여 보강말뚝의 효율이 크게 나타났으나, 재하단계가 증가함에 따라 보강말뚝의 효율이 감소하는 것을 확인하였다. 그러나 본 연구는 수치해석 기법을 통해 공동주택 수직증축 리모델링시 선재하공법의 적용 가능성을 확인한 연구로써, 추후 실내실험 또는 현장실험을 통한 검증 연구가 필요하다.