1. 서 론
2. 돌기 형성 현장타설말뚝
3. 3차원 수치해석
3.1 3차원 수치해석 모델링
3.2 입력 물성치
3.3 수치해석을 통한 하중 재하 및 지지력 산정
4. 결과분석
4.1 돌기 유무에 따른 현장타설말뚝의 하중 전이 특성 분석
4.2 말뚝별 하중 침하곡선 비교
4.3 말뚝별 허용지지력 산정 및 비교
5. 결 론
1. 서 론
도심지 과밀화, 건축 및 토목 구조물의 대형화·고층화에 따라 상부 구조물의 하중이 지속적으로 증가하고 있으며, 이에 따라 하부 기초구조물의 지지력 증대가 요구되고 있는 추세이다. 이에 대응하여, 대형구조물의 기초 형성에 말뚝 직경 및 길이 조절이 용이하고, 말뚝 구경 및 지지층 근입 깊이에 따라 높은 지지력을 확보할 수 있는 현장타설말뚝이 널리 적용되고 있다. 다만, 현장타설말뚝의 경우, 매입말뚝 공법 등 기성말뚝을 활용하는 공법에 비해 시공비가 크다는 단점이 있기에, 시공비 절감과 더불어 상부 하중에 대한 지지력 확보를 위한 지지력 증대 공법에 대한 연구가 지속적으로 이루어지고 있다.
현장타설말뚝의 경우, 일반적으로 선단이 암반층에 근입되며, 암반층에 근입된 지지층에서의 주면마찰력과 선단지지력에 의해 지지력을 확보한다. 이에 지지력 증대를 위해 지지층 근입부의 말뚝 형상을 개선(Rybnikov, 1990; Bae et al., 2020; Lee et al., 2021; Kim et al., 2023)하거나, 말뚝 선단에 그라우팅을 주입하여 지지력을 증대시키는 방법들에 대한 연구(Ho, 2003; Dapp and Brown, 2010; Yoo et al., 2017)가 매우 다양하게 진행된 바 있다.
현장타설말뚝의 지지력 중 큰 비중을 차지하는 주면 마찰력의 경우, 말뚝-지반의 전단거동에 의해 결정되며, 이는 굴착면 또는 말뚝 표면의 거칠기의 영향에 따라 결정된다. 이에, 공벽 거칠기에 따른 현장타설말뚝의 주면지지력에 관한 연구는 1980년대부터 최근에 이르기까지 지속적으로 연구되고 있는 주제로 캐나다(CGS, 2006), 호주(Pell et al., 1980) 등 해외 및 국내 연구진에 의해 모형실험, 수치해석, 현장실험 등 다양한 연구가 수행된 바 있다(Hong and Hwang, 2019; 2023). 또한, 이러한 연구 결과를 바탕으로, Fig. 1과 같이 공벽의 돌기 및 거칠기를 고려한 주면마찰력 설계식이 미국 연방도로국 시방서에 등재(FHWA, 1999)되고, 이를 따라 국내 설계 기준에서도 관련 해설서에 관련 규정이 등재되었다(KGS, 2015). 하지만 기술적 한계 등으로 인해 현장에서 말뚝의 주면에 돌기를 인공적으로 형성하는 공법의 효과에 대한 연구는 제한적으로 이루어져 왔다.
따라서, 본 연구에서는 현장타설말뚝의 지지층인 암반 근입부에 돌기를 형성하는 장비를 개발하고, 형성된 돌기의 형태를 바탕으로 3차원 수치해석을 통해 돌기 형성에 의한 지지력 증대효과를 검증하였다. 이를 위해 돌기가 없는 일반적인 현장타설말뚝과 돌기 형성 현장타설말뚝을 각각 모델링하고, 암반층에 근입된 동일한 조건 하에서 수치해석을 통한 말뚝의 하중-침하 거동을 비교·분석함으로써 돌기 형성에 의한 지지력 증대효과를 검증하고자 하였다.
2. 돌기 형성 현장타설말뚝
돌기 형성 현장타설말뚝은 독립적으로 작동하는 돌기 형성 장비를 개발하고, 일반적인 현장타설말뚝 시공 공정 사이에 말뚝 주면부 공벽에 홈파기 단계를 추가함으로써 돌기가 형성된 말뚝을 시공하는 공법이다. Fig. 2에 제시한 개념도와 같이, 말뚝 주면부에 형성된 돌기의 효과로 인해 거칠어진 측면에서 마찰지지력이 향상되어 전체 지지력이 증대됨으로써 정착장 단축에 따른 경제성 확보 및 공기단축 등의 효과를 도모하고자 하였다.
일반적으로 현장타설말뚝이 근입되는 연암층 이상의 암반층에 돌기를 형성하기 위하여, 고속 회전하는 다이아몬드 절삭날을 이용하여 암반에 일정한 크기의 홈을 형성하는 절삭 장비를 개발하였다(Fig. 3). 해당 장비를 활용하여 지중내에 암반을 갈아내고 파쇄함으로써 주면내 일정한 크기의 홈을 형성하였으며, 홈파기 작업 후 콘크리트를 타설하여 암반에 파고든 돌기가 형성된 현장타설말뚝의 시공이 가능하도록 하였다. Fig. 4에 개발한 장비를 활용한 돌기 형성 사례를 제시하였다.
형성되는 돌기의 크기는 장비의 출력과 규격에 따라 결정된다. 다만, 형성되는 돌기의 크기가 커지고 간격이 촘촘해질수록, 해당 장비를 통한 돌기 형성 시간이 증가되어 공기에 영향을 미칠 수 있다. 또한, 돌기의 크기를 너무 크게 형성하면 현장타설말뚝 자체의 직경을 늘리는 것이 더욱 시공비 및 공기에 유리할 수 있기 때문에, 이들을 모두 고려한 돌기의 규격을 결정할 필요가 있다. 따라서, 본 연구에서는 기존 연구 사례(Horvath et al., 1983)와 개발 장비의 현장 시공 능력 등을 종합적으로 고려하여, 돌기 높이 40mm, 폭 34mm의 돌기가 말뚝 주면부에 250mm의 간격으로 설치되는 형태를 기준으로 결정하였다.
3. 3차원 수치해석
3.1 3차원 수치해석 모델링
본 연구에서는 주면부의 돌기 유무에 따른 현장타설말뚝의 지지력 증대효과를 확인하고자 하였으며, 일반적인 현장타설말뚝과 돌기 형성 현장타설말뚝을 각각 모델링하고, 하중재하시 주면지지력 및 전체 지지력을 수치해석을 통해 산정함으로써 돌기에 의한 지지력 증대 효과를 비교 검토하고자 하였다. 이를 위하여, 3차원 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS 3D ver. 2024를 활용하였으며, 일반 현장타설말뚝과 돌기 형성 현장타설말뚝을 Fig. 5 및 Fig. 6과 같이 모델링하였다.
지반조건은 연암 단일층으로 모델링하였으며, 이는 현장타설말뚝의 지지력이 주로 발현되는 지층이 기반암층이며, 개발 공법인 돌기 형성 현장타설말뚝 역시 지지층인 암반층에서 유압식 모터 혹은 전동모터를 통해 돌기를 형성하는 방식이기에, 해석에 소요되는 시간을 줄이고 돌기 형성에 따른 지지력 증대효과를 보다 명확히 보기 위함이다.
말뚝 모델링은 Volume Pile(VP) 요소를 활용하여 모델링하였다. 말뚝의 모델링은 VP요소나 EP(Embedded Pile)요소를 활용하여 모델링 할 수 있으며, EP 요소는 지반과 상호작용하는 말뚝 요소인 EP요소를 지반 연속체 내에 삽입하여 말뚝을 모델링하는 방법이다. 이 방법은 계산이 빠르다는 장점이 있지만, 말뚝 단면이 일정해야 적용 가능한 방법이다. 본 연구에서는 돌기 형성에 따른 현장타설말뚝의 단면이 불규칙하기 때문에, 단면형상이 일정한 일반 현장타설말뚝과 돌기 형성 현장타설말뚝을 모두 모델링 할 수 있는 VP 요소를 활용하여 말뚝을 모델링하였다.
해석조건은 3차원 1/4분면만 적용하여 말뚝과 지층의 1/4단면을 모델링하였다. 요소망 작성에 이용된 요소는 15절점 삼각형 요소를 적용하였다. 모델의 크기는 Fayyazi et al.(2014)의 연구를 참조하여, Fig. 5와 Fig. 6과 같이 말뚝 중앙으로부터 좌우 경계면까지의 거리는 10m, 하부경계면은 지표면으로부터 20m 깊이까지 적용하여 경계면의 영향을 배제하였다. 또한, 지반의 중앙부에 직경 0.975m, 길이 2.0m인 일반 현장타설말뚝과, 돌기 높이 40mm, 돌기 폭 34mm, 돌기 간격 250mm의 돌기 형성 현장타설말뚝을 각각 모델링하였으며, 지반과 말뚝사이의 접촉면에서 Interface요소를 적용하여 이 둘을 분리하도록 모델링하였다.
3.2 입력 물성치
3차원 수치해석에 적용된 대상지반 및 현장타설말뚝의 물성치는 기존문헌자료 및 현장 측정 자료를 참조하여 Table 1과 같이 적용하였다. 말뚝이 근입된 지반은 Mohr-Coulomb모델의 연암 단일층으로 적용하였다. Mohr-Coulomb모델은 선형탄성완전소성모델(Linear Elastic Perfectly Plastic Model)로서, 선형탄성부분은 Hook의 법칙을 적용하고, 완전소성부분은 Mohr-Coulomb 파괴기준을 적용하였다.
Table 1.
Input parameters of ground and pile elements
지반 및 말뚝에 대한 입력정수는 일반적으로 사용되는 현장타설말뚝의 물성으로 적용하였으며, 연암의 물성치는 인천지역의 지반조사 자료를 바탕으로 결정하였다. 또한, 말뚝 그라우트체와 지반의 접촉면에는 강도감소요소(Rinter)를 고려함으로써, 수치해석 시 일체거동 하는 것을 방지하였다. 강도감소요소 적용 시, 점착력 및 내부마찰각 등의 지반의 물성치가 요소값에 따라 감소하여 적용되며, 이에 따라 지반과 그라우트체는 분리거동을 하는 것으로 모사된다. Rinter는 지반과 말뚝사이의 접촉면에 생기는 경계면에 대한 입력변수로, 본 연구에서는 말뚝과 지반의 부착상태를 0.67로 가정하였다(Lee et al., 2021).
3.3 수치해석을 통한 하중 재하 및 지지력 산정
수치해석 모델링한 말뚝두부에 연직변위를 가하는 변위제어 방식으로 연직방향 하중을 재하하고, 그때의 말뚝 거동을 측정하는 방식으로 수치해석을 수행하였다. 그 결과, 두부 하중 재하시 침하 거동을 확인할 수 있으며, 이를 통해 말뚝의 전체 지지력(Qt)을 산정하였다.
본 연구는 주면부의 돌기 유무에 따른 현장타설말뚝의 지지력 증대효과를 확인하는데 그 주요 목적이 있다. 따라서, 전체 지지력을 산정하는 것도 중요하지만, 특히 주면마찰력(Qs)을 산정하는 것이 매우 중요하다. 이를 위해, Fig. 7과 같이 기존 모델링과 동일한 요소에서 하부지반요소를 비활성화하는 방식으로 선단지지력을 제외한 주면마찰력만을 산정하였으며, 그 결과를 따로 평가함으로써 일반 현장타설말뚝과 돌기 형성 현장타설말뚝의 주면마찰력을 직접적으로 비교하고자 하였다.
4. 결과분석
4.1 돌기 유무에 따른 현장타설말뚝의 하중 전이 특성 분석
현장타설말뚝에서 돌기의 유무가 말뚝과 주변 지반 사이의 지지 거동에 어떻게 영향을 미치는지 확인하고자 압축재하시 말뚝 및 주변 지반에서의 변위 거동을 확인함으로써 하중전이 특성을 분석하였다. Fig. 8은 전체 지지력 평가를 위한 압축재하시 일반 및 돌기형성 현장타설말뚝과 그 주변 지반변위에 대한 변위 컨투어를 보여주고 있다. 일반 현장타설말뚝의 경우 압축재하시 주변 지반의 변위가 말뚝선단에 집중되어 발생하고 있는 반면, 돌기 형성 현장타설말뚝 주변 지반의 변위는 말뚝선단 뿐만 아니라 측면에서 발생하고 있음을 보여주고 있으며, 측면변위영역은 돌기부분(돌기 높이 40mm, 돌기 폭 34mm, 돌기 간격 250mm)의 약 3배까지 확장됨을 확인할 수 있다. 이는 돌기 형성 말뚝의 하중전이가 선단 및 측면에서 골고루 발생하고 있다는 것을 알 수 있다.
이러한 경향성은 주면마찰력을 측정하기 위해 하부지반요소를 비활성화하는 경우, 더욱 명확히 확인할 수 있다. Fig. 9에 주면마찰력 평가를 위한 압축재하시 일반 및 돌기형성 현장타설말뚝과 그 주변 지반변위에 대한 변위 컨투어를 제시하였다. 압축재하시 말뚝 선단 지지력의 영향을 제거하기 위해 말뚝선단부 지반요소를 비활성화하였으며, 그 결과, 일반 현장타설말뚝 주변 지반의 변위는 거의 발생하지 않고 있으나, 돌기 형성 말뚝의 경우 측면에서 지반의 변위가 발생하고 있으며 그 영역은 압축재하시와 유사하게 돌기부분의 약 3배까지 확장되고 있었다. 또한, 선단부 하부 지반에서 변위가 발생하고 있어 돌기에 의한 주변 지반으로의 하중 전이 효과가 매우 크게 작용하고 있음을 확인할 수 있었다.
추가로 하중 재하시 돌기에 의한 하중전이 특성을 비교하기 위하여 심도별 축력 분포를 Fig. 10에 도시하였다. 말뚝 두부에 약 60,000kN의 하중이 가해질 때의 결과를 비교한 결과, 일반형의 경우 지반심도가 깊어질수록 주면마찰로 인한 하중전이가 발생하여 축력은 일정한 기울기로 감소하는 반면, 돌기형의 경우 돌기가 있는 부분(0.25m 간격)에서 하중전이가 급증하고 축력이 급격하게 감소하였다. Fig. 10의 결과에 따르면, 말뚝 선단부에서의 축력이 일반 현장타설말뚝의 경우 28,762kN인데 반해, 돌기 형성 현장타설의 경우 그 절반 수준인 14,581kN으로 감소하였다. 즉, 동일한 하중이 가해지더라도 돌기의 효과로 인해 일반 현장타설말뚝에 비해 주면마찰력이 더 크게 발생하고 지지거동에서 주면 마찰력의 비율이 크게 증가함을 확인할 수 있었다.
4.2 말뚝별 하중 침하곡선 비교
돌기 형성 유무에 따른 말뚝별 지지력을 비교하기 위하여, 말뚝별 하중-침하 거동을 확인하고 그 결과를 비교하였다. Fig. 11에 각 말뚝에서의 하중-침하거동을 정리하였으며, Fig. 11(a)에 전체 지지력에 대한 결과를, Fig. 11(b)에 주면 마찰력에 대한 결과를 도시하였다.
Fig. 11에 나타낸 바와 같이, 일반 현장타설말뚝의 극한 전체지지력은 약 66,000kN, 돌기 형성 현장타설말뚝의 전체 극한 전체 지지력은 약 97,000kN으로 평가되어, 약 46%의 지지력 향상효과가 발생하였다. 이러한 지지력 향상효과는 전체 지지력보다 주면마찰력에서 보다 뚜렷하게 나타난다. Fig. 11(b)의 결과를 비교하면, 일반 말뚝에서의 극한 주면마찰력은 약 1,530kN인데 반해, 돌기 형성 말뚝의 경우, 극한 주면마찰력이 약 28,500kN 이상으로 나타났다. 이는 상기 4.1절에서 언급한 바와 같이, 돌기의 효과로 인해 주면마찰력이 크게 발생하고, 말뚝의 지지거동에서 주면마찰력이 더욱 지배적으로 작용하게 한다는 점을 의미한다.
4.3 말뚝별 허용지지력 산정 및 비교
보다 정확한 비교를 위하여, 수치해석을 통해 도출한 하중-침하거동을 바탕으로 일반 및 돌기 형성 현장타설말뚝의 허용지지력을 산정하고 그 결과를 비교하고자 하였다. 말뚝의 허용지지력은 말뚝에 가해진 하중 대비 발생 침하를 확인하고, 항복 또는 극한(또는 파괴)을 확인한 후 안전율을 적용하여 허용지지력을 결정한다. 극한 상태의 정의는 하중의 증가 없이 변위량이 무한대로 되는 상태를 의미하며, 극한 상태를 명확히 확인할 수 있는 경우 안전율 3.0을 적용하여 허용지지력을 산정한다. 다만, 극한하중을 명확히 확인하기 어려운 경우 하중-변위 거동 특성에 의해 항복 하중을 결정하고 이에 안전율 2.0을 적용하여 허용지지력을 산정할 수 있다(KGS, 2015).
본 연구에서는 다양한 분석법을 적용하여 일반 및 돌기 형성 현장타설말뚝의 허용지지력을 산정하였으며, 그 결과를 비교하여 돌기 형성에 따른 지지력 증대효과를 정량적으로 비교하고자 하였다. Table 2에 본 연구에서 활용한 허용지지력 산정법 5가지를 정리하였다.
Table 2.
Various methods for determining the allowable bearing capacity from load-displacement curve
각 산정법을 통한 허용 전체 지지력 산정 결과는 Fig. 12와 Table 3에 제시하였다. 하중-변위곡선으로부터 도출한 극한 또는 항복지지력에 각각의 안전율을 적용하여 허용지지력을 산정하였으며, 그 결과를 일반 및 돌기 형성 말뚝 각각 산정하여 비교하였다.
Table 3.
Allowable total bearing capacities for general and protruded piles based on each criteria
| Method | Total Bearing Capacity |
Increment ratio (Protruded/general) | ||||
| F.S | Ultimate (Yielding) (kN) | Allowable (kN) | ||||
| General | Protruded | General | Protruded | |||
| P-S Curve | 3.0 | 66,000 | 97,000 | 22,000 | 32,333 | 1.47 |
| logP-logS curve | 2.0 | 66,000 | 91,000 | 33,000 | 45.500 | 1.38 |
| Hansen (1963) | 3.0 | 28,000 | 42,000 | 9,333 | 14,000 | 1.50 |
| Davisson (1973) | 2.0 | 16,800 | 26,000 | 8,400 | 13,000 | 1.55 |
| DIN 4026 (1975) | 2.0 | 13,600 | 21,500 | 6,800 | 10,750 | 1.58 |
그 결과, 도해법인 P-S 곡선법과 logP-logS 곡선법에 의해 산정된 전체지지력이 침하량 기준으로 산정한 전체 지지력보다 과대하게 평가되는 것을 확인할 수 있었다. 이는 말뚝의 지지거동이 하중재하단계 초기에 파괴가 명확히 나타나지 않고 매우 큰 하중단계까지 하중이 증가함에 따라 변위가 꾸준히 증가하여, 도해법을 통해 지지력을 산정하는 경우 지지력이 과대평가 되는 것으로 판단된다. 또한, logP-logS 곡선법은 항복지지력에 대하여 안전율을 적용하여 허용지지력을 산정하는 방법이나, 매우 명확하게 지지력 곡선이 꺾이는 하중이 발견되기 때문에, 극한 지지력에 대한 안전율 3.0을 적용하여 비교하는 것이 보다 적절하다 판단된다.
다만, 도해법(P-S 곡선법, logP-logS 곡선법)과 침하량 기준(Hansen, Davisson, DIN 4026)의 차이에도 불구하고, 일반 현장타설말뚝 대비 돌기 형성 현장타설말뚝의 지지력 증가율이 산정법 별로 38~58% 수준으로 나타났으며, 이는 돌기의 효과로 인한 지지력 증대 효과가 명확하게 있음을 확인할 수 있었다.
본 연구에서는 말뚝의 전체 지지력을 비교할 뿐만 아니라 주면부의 돌기 유무에 따른 주면마찰력을 비교하기 위하여, 상기 3.3절에서 서술한 바와 같이 하부지반요소를 비활성화하는 방식으로 선단지지력을 제외한 주면마찰력만을 산정하였다(Fig. 7). 이와 같이 산정한 허용 주면마찰력 결과를 Fig. 13과 Table 4에 정리하였다.
Table 4.
Allowable shaft resistances for general and protruded piles based on each criteria
| Method | Shaft resistances |
Increment ratio (Protruded/general) | ||||
| F.S | Ultimate (Yielding) (kN) | Allowable (kN) | ||||
| General | Protruded | General | Protruded | |||
| P-S Curve | 3.0 | 1,530 | 28,500 | 510 | 9,500 | 18.63 |
| logP-logS curve | 2.0 | 1,320 | 2,850 | 760 | 1,425 | 1.88 |
| Hansen (1963) | 3.0 | 1,550 | 15,300 | 517 | 5,100 | 9.87 |
| Davisson (1973) | 2.0 | 1,550 | 10,700 | 770 | 5,350 | 6.95 |
| DIN 4026 (1975) | 2.0 | 1,540 | 9,400 | 775 | 4,700 | 6.60 |
도해법인 P-S 곡선법으로 주면마찰력을 산정하고자 하였으나, 명확한 극한(또는 파괴)를 확인할 수 없었기에, 극한 전체 지지력을 산정할 때와 동일한 변위에서의 지지력을 극한 주면마찰력으로 결정하였다. 그 결과, P-S 곡선법에 의한 허용 주면마찰력은 매우 과대평가 되었으나, logP-logS 곡선법에 의한 주면마찰력은 매우 과소평가되는 것을 확인할 수 있었다. 이는 전체 지지력을 결정할 때와 마찬가지로 파괴가 명확히 않은 하중-침하 거동에서 육안으로 극한(또는 항복) 하중을 결정하는 도해법의 한계라 판단된다.
다만, 침하량 기준을 적용하였을 때의 결과들을 바탕으로 비교하였을 때, 돌기 형성 말뚝의 주면지지력이 매우 크게 증가한 것을 확인할 수 있다. 이러한 경향은 전체 지지력 증가량 중 주면마찰력의 증가량 비율을 비교하면 더욱 명확히 확인할 수 있다. Table 5에 허용지지력과 주면마찰력 및 선단지지력의 증가량 증분에 대한 비율을 직접 비교하여 제시하였다.
Table 5.
Increment ratio between total bearing capacity and shaft resistance
| Method | Allowable bearing capacity |
Shaft resistance Increment ratio (2)/(1) | ||
|
△Qt (1) |
△QShaft (2) |
△QBase (3)=(1)-(2) | ||
| P-S Curve | 10,333 | 8,990 | 1,343 | 97.8 |
| logP-logS curve | 12,500 | 665 | 11,835 | 5.3 |
| Hansen (1963) | 4,667 | 4,583 | 83 | 98.2 |
| Davisson (1973) | 4,600 | 4,580 | 20 | 99.6 |
| DIN 4026 (1975) | 3,950 | 3,925 | 25 | 99.4 |
그 결과, logP-logS 산정법을 제외한 대부분의 산정법에서 전체 지지력 증가분의 약 98% 이상이 주면마찰력의 증가분 임을 확인할 수 있다. 이는 4.1절에서 서술한바와 같이, 돌기 형성에 의해 현장타설말뚝 주변 지반으로의 하중전이가 더욱 활발히 되어 주면마찰력 증대에 따라 지지력 증대효과가 발생함을 의미한다.
5. 결 론
본 연구에서는 3차원 수치해석을 통해 주면부의 돌기 유무에 따른 현장타설말뚝의 지지력 증대효과를 확인하고자 하였다. 수치해석을 통해 일반 및 돌기 형성 현장타설말뚝의 하중-변위 거동 특성을 도출하였으며, 이를 바탕으로 다양한 산정법을 통해 얻은 허용지지력을 비교함으로써 정량적으로 지지력 증대효과를 확인하였다. 도출한 결과를 정리하면 다음과 같다.
(1) 수치해석을 통한 말뚝 및 주변 지반의 변위 거동을 확인한 결과, 일반 현장타설말뚝의 경우 압축재하시 주변 지반의 변위는 말뚝선단에 집중되어 발생하고 있는 반면, 돌기 형성 말뚝의 주변 변위는 말뚝선단 뿐만 아니라 측면에서 발생하고 있었다. 특히, 측면변위영역은 돌기부분의 3배까지 확장됨을 확인하였다. 또한, 돌기 형성부에서 하중 전이가 급증함으로써 축력 분포가 급격히 감소하여, 선단부에는 일반 현장타설말뚝 대비 약 1/2 수준의 축력이 전이됨을 확인하였다. 이러한 결과들은 돌기 형성에 의한 주변 지반으로의 하중 전이 효과가 매우 크게 발생하여 주면마찰력을 증가함을 의미한다.
(2) 3차원 수치해석에서 얻어진 하중-침하 거동을 바탕으로, 일반 및 돌기 형성 현장타설말뚝의 허용지지력을 산정하고 그 결과를 정량적으로 비교하였다. 그 결과, 허용지지력 산정법에 따라 차이는 있으나, 돌기 형성 현장타설말뚝의 지지력이 약 38~58% 증가하는 것을 확인하였다. 이는 돌기의 효과로 인한 지지력 증대 효과가 명확하게 있음을 확인할 수 있었다.
(3) 전체 지지력 증가분 중, 돌기 형성에 따른 주면마찰력 증대 효과를 정량적으로 분석하기 위하여, 전체 지지력 증가량 중 주면마찰력 증가량의 비율을 산정하여 그 결과를 비교하였다. 그 결과, logP-logS 산정법을 제외한 대부분의 산정법에서 전체 지지력 증가분의 약 98% 이상이 주면마찰력의 증가분 임을 확인할 수 있었다. 이는 돌기 형성에 의한 지지력 증대 효과가 주면마찰력 증대에 따른 지지력 증대효과임을 의미한다.
본 연구의 결과는 현장타설말뚝의 지지력 증가를 위해, 주면부 돌기 형성이 매우 효과적임을 해석적으로 증명하였다. 다만, 본 결과는 해석적인 결론이기 때문에, 향후 현장 실험들을 바탕으로 모델의 적절성(지반 및 말뚝, 인터페이스 적용 모델, 입력 물성치 등의 적절성) 및 해석 결과(주면 및 전체 지지력, 침하 거동 등)에 대한 정확성을 추가 검증할 필요가 있다. 현장실험과의 결과 비교를 통한 실증을 통해 그 활용성을 검증한다면 지지력 확보를 위한 말뚝 정착장 길이 감소에 따른 자재 및 원가 절감 등 경제적 이점을 확보할 수 있을 것으로 기대된다.
