1. 서 론
도심지 대심도 굴착이 증가하면서 주열식 흙막이(CIP) 공사의 수요가 늘고 있으나, 단일 말뚝 조합의 기존 방식은 심도가 깊어질수록 수직도 저하와 이음부 누수 현상 등 구조적 취약점이 나타났다(Kim et al., 2023). 이를 근본적으로 해결하기 위해 개별 단면을 교차 시공하여 차수성과 일체성을 극대화한 겹침 CIP(SCIP, Secant Cast-In-Place Pile) 공법이 도심지 현장의 핵심 대안으로 자리 잡고 있다(Cho et al., 2019; Yoon et al., 2022; Shin et al., 2024).
SCIP 공법은 무근 콘크리트인 1차 말뚝(Primary) 측면을 절삭한 뒤 H형강 등을 삽입한 2차 말뚝(Secondary)을 타설하여 연속벽을 형성한다(CIRIA C760, 2017). 이 벽체는 배열 방식에 따라 강성이 우수한 P-R-P(P: Plain concrete pile, R: Reinforced concrete pile) 형식과, 휨 강성은 다소 낮으나 원형 수직구 등 압축력이 지배적인 조건에서 경제성과 차수성을 극대화할 수 있는 ‘2칸 띄우기’ 형태의 P-P-R-P-P(P: Plain concrete pile, R: Reinforced concrete pile) 형식으로 구분되어 현장에 적용된다(Puller, 2003; Liao et al., 2009; Liao et al., 2014).
그러나 시공 사례의 급증에도 불구하고 이질적인 말뚝 간 중첩면(Secant faces)의 하중 지지 메커니즘은 명확히 규명되지 않았다. 또한 SCIP 공법 고유의 구조 설계 지침이 부재하여 강성과 전단 저항력이 현저히 낮은 소일시멘트벽체(SCW)의 기준을 준용하고 있다(Rutherford et al., 2007). 다수의 기존 연구들(Altuntas et al., 2009; Finno and Bryson, 2002; Hu et al., 2008)은 교차된 벽체를 단순한 등가의 비중첩 주열벽으로 단순화하거나 축소 모형의 스케일 효과(Scale effect)를 극복하지 못하였다(Hussein et al., 2025). 이로 인해 무근 콘크리트의 강성 기여도나 실제 부착 품질(Bonding quality)에 따른 국부적 파괴 거동을 정확히 평가하는 데 뚜렷한 한계를 보였다(Liao et al., 2014; Gannon, 2016).
따라서 본 연구는 기존 해석적·실험적 제약을 보완하고 SCIP 벽체의 실제 역학적 특성을 파악하고자 한다. 이를 위해 SCIP 벽체의 압축강도 및 투수계수를 산출하는 단위요소시험을 선행하였다. 이어 실제 시공 제원과 동일한 P-R-P 및 P-P-R-P-P 단면에 대한 실대형 전단실험을 수행하여 하중 재하 시 중첩면의 파괴 양상과 무근 말뚝으로의 하중 전이(Load transfer) 메커니즘을 규명하고자 한다. 궁극적으로 중첩면의 상호작용이 전체 휨 강성(Flexural rigidity)에 미치는 영향을 분석함으로써, 향후 SCIP 벽체의 실무 설계 및 시공 시 안전성을 담보할 수 있는 신뢰도 높은 기초 제원을 제공하고자 한다.
2. 실대형 시험 계획
2.1 시험체 형상
현장에서 사용되는 겹침 CIP 벽체(SCIP)는 대체로 직경 600mm의 말뚝과 H-300×300×10×15mm 규격의 형강으로 구성되며 중첩 구간의 길이는 130mm로 시공된다. 그러나 본 연구에서는 가력 장비의 최대 용량 및 실험실 공간등의 실험 환경을 고려하여 시험체의 전체적인 제원을 일부 축소하여 제작하였다.
시험체의 직경은 400mm로 계획하였으며 거푸집의 두께를 공제한 실제 시험체의 직경은 379mm로 제작되었다. 내부 보강재는 요구되는 75mm의 피복두께를 안정적으로 확보하기 위해 H-150×150×7×10mm 규격을 채택하였다. 다만 두 말뚝이 교차하는 겹침길이의 경우에 실제 구조물의 중첩면 거동을 정확히 유도하고자 현장 조건과 동일한 130mm를 유지하였다.
이에 따라 직경 600mm 조건에서의 현장 철근비가 4.24%인 것과 대조적으로, 실제 직경 379mm로 타설된 본 시험체의 철근비는 3.19% 수준으로 산출되었다. 단면 변경에 따라 환산 단면 이차 모멘트 기준 전체 휨강성()은 현장 원안 대비 약 24.8% 정량적으로 감소하나, 이는 겹침부 전단 저항 성능 및 부착 파괴 거동을 실제 구조물보다 더욱 엄격한 조건에서 평가하여 현장 적용 시의 구조적 안전율을 대폭 확보하기 위한 보수적 실험 계획의 일환이다. 그리고 시험체 타설에 투입된 콘크리트의 설계기준압축강도()는 일반적인 현장 규격인 24MPa로 설정하였다. 본 실험에 적용된 주요 상사비는 Table 1에 나타내었다.
Table 1.
Major similarity ratios applied to real-large scale tests
본 연구에서는 단면 형상에 따른 역학적 거동을 분석하기 위한 실대형 실험체는 전단 강도 시험체 2개를 제작하였으며 배합 설계의 강도 확인을 위하여 콘크리트 압축강도 시험을 수행하였으며 종류는 Table 2에 나타내었다.
Table 2.
Test conditions for SCIP specimens
2.2 시험체 제작
배합설계는 Table 3과 같이 설계기준강도 24MPa를 만족하기 위해 물과 결합재 비를 51.5%로 적용하였으며, 슬럼프 150mm로 작업성을 확보하도록 계획하였다. 결합재는 OPC, 고로슬래그 시멘트, 플라이애시를 혼합하여 내구성과 경제성을 고려하였고 잔골재율은 51.3%로 산정하였다.
Table 3.
SCIP concrete mix design summary
시험에 사용된 실대형 시험체는 Fig. 1과 같이 Case-1(P-R-P)와 Case-2(P-P-R-P-P)와 같으며 시험체 내측 직경은 379mm VG2 파이프를 사용하였고, 이를 외부에서 고정 및 지지하는 구조로 유로폼을 적용하였다. 또한 SCIP 공법에서 사용되는 재료 및 강도를 동일한 조건으로 타설이 완료된 시험체는 Fig. 2와 같다.
2.3 시험 방법
콘크리트 압축강도는 KS F 2405에 따라 3개 시편의 평균값으로 산정하였다. SCIP 벽체의 전단시험은 Case-1 및 2의 중첩면 파괴 메커니즘 분석을 위해 1m 길이의 시험체로 수행하였다. 수평하중 측정용 H-Beam과 Load cell은 스크류 잭으로 밀착 고정하였고, 중앙부에 LVDT를 설치해 변위를 측정했다. 상세 설치 위치는 Fig. 3과 같다.
3. 실험 결과 분석
3.1 압축강도 시험
SCIP 벽체의 재령일별 평균 압축강도 시험 결과는 Table 4와 같이 재령이 경과함에 따라 역학적 지표가 지속적으로 증가하는 양상을 나타내었으며, 투수 계수 시험은 6.8 × 10-8cm/s로 측정되었으며 측정된 투수계수 값은 일반적인 투수 허용 기준인 1×10-5cm/s 이하를 만족하는 수준으로 설계 하중 조건에서 요구되는 구조적 성능을 충분히 확보하고 있는 것으로 판단된다.
Table 4.
SCIP wall compressive strength test results
| Age | 7 Days | 14 Days | 28 Days |
| Compressive strength (MPa) | 14.78 | 17.25 | 24.30 |
3.2 전단 실험
3.2.1 Case-1(P-R-P)의 실험 결과
1) 수직 및 수평 하중 – 변위 실험 결과
SCIP 벽체 Case-1(P-R-P)의 실대형 전단실험 결과는 Fig. 4와 같이 최대 연직 하중은 6.31mm 변위에서 641kN으로 산정되었다. 하중-변위 곡선은 초기 선형 탄성 거동 후 약 370kN에서 최초 균열과 함께 일시적인 내력 저하를 보였으나 매립된 H형강으로 응력이 전이되며 뚜렷한 변형 경화(Strain hardening) 거동을 나타내었다. 이러한 원활한 응력 재분배는 겹침부의 취성적인 전단압축파괴(Shear compression failure)를 억제하는 데 기여하였으며 내부심재(H형강)의 구속 효과를 통해 휨 주도의 연성 파괴(Ductile failure)가 유도된 것으로 분석된다. 최대 하중 이후에도 강성 저하 없이 전단 저항 성능이 안정적으로 유지됨을 확인하였다.
한편, 측방향(수평) 최대 하중은 연직 방향과 동일한 6.31mm 변위에서 93.9kN을 기록하였다. 횡방향 하중-변위 거동 역시 연직 방향과 유사한 궤적을 보였으며 이는 전단 슬립(Slip) 발생 구간에서도 내부 상호 구속력이 발휘되어 본 실험이 설계 의도에 부합하게 수행되었음을 뒷받침하는 결과로 판단된다.
2) 게이지별 수직하중 – 변형률 실험 결과
Fig. 5는 콘크리트 게이지 (1)~(12)의 부착위치 및 최종 전단파괴가 발생한 상태에 대한 Case-1(P-R-P)의 실험체를 나타낸 것이다. 그림에서와 같이 수직하중에 의해 SCIP벽체에는 명확한 전단파괴가 관찰되었다.
SCIP 벽체 Case-1의 실대형 콘크리트 표면 변형률 계측 결과는 Fig. 6(a), (b)와 같이 전체 하중 이력 동안 발현된 최대 압축 변형률은 -149~-11με 수준으로 나타났다. 좌측면(1~6번)은 가력 초기 선형 거동을 보였으나 500kN 초과 시점에서 일부 계측값이 인장(+) 영역으로 급격히 역전되는 경향이 관찰되었다. 이는 해당 하중 단계에서 콘크리트 균열 진전 및 폭 증가에 기인한 것으로 사료된다. 특히 1, 3번 센서에서 국부적인 압축 변형률 집중 현상이 확인되었다.
반면 Fig. 6(c), (d)의 우측면(7~12번)은 -100με 이하의 미소 변형을 보였으나 계측점 간 산포도가 크게 발생하였다. 이는 관통형 균열이 우측 매립 H형강 측으로 집중되면서 하중 저항 메커니즘이 내부 강재로 신속히 전이되어 표면 응력의 불균일성을 초래한 결과로 분석된다.
3) 균열 진전 양상 및 파괴 메커니즘
SCIP 벽체 Case-1의 균열 진전 양상 분석 결과는 Fig. 5, Fig. 7 및 Fig. 8과 같이 가력 하중 약 340kN 단계에서 12번 콘크리트 게이지 인근의 매립 강재 하단 플랜지와 콘크리트 계면에서 최초 균열이 관찰되었다. 이는 이종 재료 간의 역학적 특성 차이로 인해 플랜지 하부 영역에 누적된 계면 전단응력이 콘크리트의 인장 저항 성능을 초과함에 따라 발생한 부착 탈락(Bond slip) 현상에 기인한 것으로 사료된다. 이후 하중이 400kN으로 증가하면서 균열은 내부 H형강의 웨브(Web)를 경계로 삼아 연직 방향으로 성장하였으며, 1번 및 7번 센서 방향으로 확장되는 경향을 나타내었다.
특히 중첩 단면의 기하학적 불연속성으로 인해 응력 전달 경로가 교란되면서 경계면을 가로지르는 수평 방향의 할렬 균열(Splitting crack)이 유발 및 확장된 것으로 분석된다. 하중이 600kN 수준에 도달하며 구조적으로 취약한 중첩 구간을 따라 파괴면이 급격히 진전되어 최종 파괴 상태에 진입하였다. 파괴 진행 과정 중 부착 상실로 인한 일시적인 내력 감소 구간이 발생하였으나 응력 재분배(Stress redistribution)를 통해 하중이 내부 심재로 원활히 전이된 것으로 판단된다. 결과적으로 중심 강재의 소성 힌지 유도를 통해 항복 이후에도 뚜렷한 연성 파괴(Ductile failure) 거동을 나타내었으며 이는 대상 부재가 급격한 취성 붕괴를 억제하고 안정적인 전단 저항 성능을 확보하고 있음을 시사한다.
4) 전단응력 – 하중 실험 결과
SCIP 벽체 중첩 구간의 복합적인 전단 변형 특성을 평가하기 위해서 Fig. 3(a)와 같이 좌우 계면에 각각 2세트씩 총 4개의 로제트(Rosette) 게이지를 대칭으로 부착하여 전단응력-하중 관계를 분석하였다.
Fig. 9에서와 같이 좌측 상단의 Rosette 1은 하중 약 500kN까지 전단응력이 점진적으로 증가한 후 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 H형강 단면 외곽을 따라 균열이 확장됨에 따라 콘크리트가 부담하던 전단 저항력이 인접한 강재로 전이되는 국부적인 응력 재분배 현상에 기인한 것으로 판단된다. 반면 하단의 Rosette 2는 최대 응력이 약 350kPa에 도달한 후 완만하게 감소하여 계측 지점 중 가장 낮은 응력 수준을 보였다. 이는 해당 영역에서 뚜렷한 하중 집중 및 심각한 파열이 발생하지 않아 거시적으로 안정적인 상태를 유지한 결과로 분석된다.
이와 대조적으로 관통 균열이 관찰된 우측 계면의 Rosette 3과 4는 급격한 응력 변동을 보였다. 초기 균열 인접부인 Rosette 4는 전단응력이 약 800kPa에 도달한 직후 급감하였으며, 상단의 Rosette 3 역시 350kN 부근에서 830kPa의 최대 응력을 기록한 후 저하되는 양상을 나타냈다. 이러한 거동은 콘크리트 매트릭스의 균열 폭 팽창에 따른 즉각적인 응력 해방(Stress relief) 현상으로 해석된다. 다만 이러한 국부적인 응력 급감 현상 이후에도 작용 하중이 내부 심재인 H형강으로 온전히 전이됨으로써, 부재 단면의 취성 파괴가 억제되고 전체적인 연성 거동이 확보된 것으로 판단된다.
5) 전단응력 – 방향각 실험 결과
SCIP 벽체 Case-1 시험체의 전단응력 방향각(Polar plot) 거동을 분석한 결과는 Fig. 10과 같다. 좌측 계면에 부착된 Rosette 1은 계측 지점 중 가장 높은 약 650kPa의 최대 전단응력을 나타내었으며, 주응력축 방향각은 초기 33°에서 하중 증가에 따라 71°로 점진적인 회전 양상을 보였다. 이는 130mm의 중첩부 단면이 충분한 계면 전단 강도를 발휘하여 파괴 이전까지 시험체 전체가 구조적으로 안정적인 일체 거동을 유지하였음을 시사한다. 하단의 Rosette 2는 최대 응력이 90kPa 수준으로 낮았으나 급격한 궤적 이탈 없이 응력 방향의 안정성이 일관되게 유지되는 것으로 분석되었다.
반면, 뚜렷한 관통 균열이 확인된 우측 계면의 거동은 명확한 역학적 대조를 이루었다. Rosette 3은 가력 초기 67.5° 방향에서 응력이 발현되었으나 하중이 증가하며 주응력축이 약 -57.8° 방향으로 급격히 회전하는 역전 현상이 관찰되었다. 최초 균열 지점과 인접한 Rosette 4 역시 주 전단 방향축이 심하게 변동하는 궤적을 나타내었다. 이러한 주응력축의 급진적인 회전은 콘크리트 접합면의 균열 진전 및 내부 H형강의 국부적 부착 탈락(Debonding)에 기인한 것으로 사료된다. 즉, 균열 발생으로 기존 하중 전달 경로가 교란되고 잔여 응력이 심재 측으로 재분배되는 전단파괴 메커니즘을 반영하는 것으로 판단된다.
3.2.2 Case-2(P-P-R-P-P)의 실험 결과
1) 수직 및 수평 하중 – 변위 실험 결과
SCIP 벽체 Case-2의 실대형 전단실험 결과는 Fig. 11과 같이 최대 연직 하중은 0.42mm의 미소 변위에서 약 195kN으로 측정되었다. 재하 초기부터 극대화된 선형 강성을 유지하였으며, 약 180kN 부근에서 최초 균열 발생 후 극한 하중(195~200kN) 구간을 거쳐 완만한 변형 연화(Strain softening) 거동이 관찰되었다. Case-1 대비 미소 변위에서 최대 내력에 도달한 것은 양측 2열 선행 말뚝이 견고한 경계조건을 형성하여 초기 강성을 증대시킨 결과로 판단된다.
파괴 메커니즘 검토 결과는 당초 우려된 중첩부의 전단압축파괴 대신 가력 초기 아칭 작용이 지배적으로 작용하였고, 이후 점진적인 휨 거동으로 전환되며 내부 응력을 효과적으로 분산시킨 것으로 분석된다. 횡방향 최대 하중 역시 0.42mm 변위에서 17.1kN을 기록하며 연직 거동 궤적과 상응하는 경향을 나타내었다. 특히 최대 하중 이후 변위 1.8mm까지 지지력을 유지하는 측방향 연성이 확인되었으며, 이는 극한 상태에서도 5본 말뚝 구조의 전반적인 구속력이 유지되고 있음을 보여주는 결과라 할 수 있다.
2) 게이지별 수직하중 – 변형률 실험 결과
Fig. 12는 콘크리트 게이지 (1)~(12)의 부착위치 및 최종 전단파괴가 발생한 상태에 대한 Case-2(P-P-R-P-P)의 실험체를 나타낸 것으로 그림에서와 같이 수직하중에 의해 SCIP벽체에는 전단파괴가 관찰되었다.
Case-2 시험체의 하중-변형률 분석 결과는 Fig. 13과 같이 최대 하중 도달 시 변형률 분포는 -112~+62με 구간으로 계측되었다. 좌측면(1~6번)의 경우 최상단(1번)에서 -112με의 최대 압축 변형률이 기록된 반면, 하단(6번)으로 갈수록 압축이 감소하여 +62με의 인장 변형률로 전환되는 명확한 응력 구배(Strain gradient)가 확인되었다. 이는 다연식 벽체의 견고한 구속 효과가 국부적 전단 붕괴를 억제하고 휨 주도의 거동을 유도하였음을 보여주는 결과로 해석된다.
대조적으로 우측면(7~12번)은 좌측 상단 대비 낮은 압축 거동(-50με 내외)을 보였으며, 하단부 인장 변형률 역시 미미하여 비대칭적인 응답 특성을 나타내었다. 이러한 좌우 응력 불균형은 극한 상태 진입 시 우측 하단에서 좌측 상단으로 발달한 사선 형태의 거시적 관통 균열로 인해, 내부 심재를 중심으로 저항력이 불균등하게 전이되며 발생한 역학적 쏠림 현상으로 판단된다.
3) 균열 진전 양상 및 파괴 메커니즘
Case-2 시험체의 균열 진전 양상은 Fig. 12, Fig. 14 및 Fig. 15와 같이 연직 하중 약 180kN 부근에서 12번 콘크리트 게이지가 위치한 H형강 플랜지 하부 영역에서 최초 균열이 발현된 것으로 관찰되었다. 이후 하중이 200kN까지 상승함에 따라 해당 균열은 내부 H형강 단면 중앙을 거쳐 1번 및 7번 센서 방향으로 진전되었으며, 벽체의 구조적 취약점인 말뚝 간 겹침부 영역으로 확산되는 경향을 나타내었다.
Case-1과 비교하여 Case-2는 유효길이 증가에 따라 전단 경간비(Shear span ratio)가 커지면서 전체 거동에서 휨 모멘트의 영향이 지배적이었던 것으로 판단된다. 이로 인해 휨 인장응력이 H형강 플랜지 단부에 집중되어 콘크리트의 인장강도를 초과하면서 부착 탈락 균열이 촉발된 것으로 해석된다. 하중 증가에 따라 H형강 웨브 경계면을 따라 수직 형태의 휨 균열이 성장하였고, 겹침부에 작용하는 휨 인장응력이 가중되면서 수평 방향의 할렬 균열이 크게 확대되는 양상이 확인되었다. 본 시험체는 전단보다 휨 거동이 우세하여 상대적으로 안정적인 변형 궤적을 나타내었으나, 인장응력 상승과 중첩부 고유의 구조적 취약성이 복합적으로 작용하여 최종 파괴 하중은 다소 낮게 도출된 것으로 사료된다. 그럼에도 불구하고 초기 균열의 발생 위치 및 전반적인 균열 진전 패턴은 선행된 Case-1 모델에서 규명된 역학적 파괴 메커니즘과 일관된 경향을 보이는 것으로 분석된다.
4) 전단응력 – 하중 실험 결과
SCIP 벽체 중첩 구간의 복합적인 전단 변형 특성을 평가하기 위해서 Fig. 3(b)와 같이 좌우 계면에 각각 2세트씩 총 4개의 로제트(Rosette) 게이지를 대칭으로 배치하여 전단응력-하중 관계를 분석하였다.
Fig. 16과 같이 좌측 상단(Rosette 1)은 하중 150kN까지 응력이 점진적으로 상승하다가 극한 상태 부근에서 약 1,100kPa까지 급격히 치솟은 후 하강하는 거동을 보였다. 이는 콘크리트 균열 진전에 따라 겹침부의 전단응력이 내부 H형강으로 신속히 전이되는 응력 재분배 작용으로 해석된다. 반면 좌측 하단(Rosette 2)은 최고 계측 응력이 200kPa 부근에 머물며 비교적 안정적인 지지 거동을 나타내었다.
초기 거시 균열이 포착된 우측 계면(Rosette 3, 4)은 좌측 대비 이른 시점에 복합적인 파괴 거동이 발현되었다. 우측 상단(Rosette 3)은 하중 150kN에서 최대 응력 800kPa 도달 후 급속히 저하되었는데, 이는 균열 발현 직후 H형강을 따라 대각선 형태의 파괴면이 발달하며 콘크리트 모재에 유발된 응력 해방(Stress relief)의 결과로 추정된다. 초기 균열 지점인 우측 하단(Rosette 4) 역시 가파른 응력 저하가 관찰되었으나, 급감 이후에도 비선형 궤적을 그리며 일정 수준 이상의 지지력을 유지하였다. 이는 콘크리트의 전단 저항력 저하에도 불구하고 내부 강재로 잔여 응력이 효과적으로 분산되어 최종 붕괴가 지연되었음을 시사한다.
5) 전단응력 – 방향각 실험 결과
Case-2의 전단응력-방향각(Polar plot) 궤적 분석 결과는 Fig. 17에 나타내었으며 말뚝 간 중첩 구간 내부의 유동적인 응력 흐름 변동이 확인되었다. 전단응력 밀집도가 높은 좌측 상단(Rosette 1)은 최대 전단응력이 660kPa로 계측되었으며, 초기 -55.5°에서 극한 상태 시 72.1° 부근까지 주응력축이 큰 폭으로 선회하는 특성이 관찰되었다. 좌측 하단(Rosette 2) 역시 최대 260kPa 응력 하에 방향각이 -89.1°~90°를 넘나드는 극심한 변동폭을 보였다. 이러한 주응력축의 급진적인 역전은 콘크리트 계면의 균열 진전 및 미세한 벌어짐(Opening)에 기인한 것으로 사료된다. 즉, 콘크리트의 전단 지지 능력이 한계에 도달하며 저항력이 내부 H형강으로 신속히 전이되는 응력 재분배(Stress redistribution) 작용을 반영한 것으로 해석된다.
대조적으로 우측 경계면은 확연한 방향 안정화 추세를 보였다. 우측 상단(Rosette 3)은 초기 46.8°에서 하중 증가에 따라 -8.1° 부근으로 회전하며 수평축(0°)에 근접하는 완만한 궤적을 형성하였다. 우측 하단(Rosette 4)은 전단응력 최대치가 100kPa 수준으로 가장 낮았고 회전 폭도 극히 제한적이었다. 이와 같은 비대칭적 응력 거동은 다연식 벽체 시스템 고유의 강력한 횡방향 구속 효과에 기인한 것으로 판단된다. 좌측 중첩부에서 응력 전이가 심화되더라도, 우측 연결부가 변형에 저항하며 구조물 전체의 역학적 평형을 효과적으로 유지한 것으로 분석된다.
3.2.3 전단 실험 결과 비교 분석
1) 수직 및 수평 하중 – 변위 실험 결과
수직 및 수평 하중-변위 실험 결과에 대한 두 실험체의 구체적인 역학적 지표 비교는 Table 5와 같다. 표에서와 같이 Case-1은 Case-2 대비 약 3.3~5.5배 이상의 극한 전단 강도와 약 15배 높은 변형 능력을 발휘하였다. 수평 방향 거동 역시 연직 방향과 유사한 궤적을 나타내어 극한 상태에서도 다열 구조 고유의 상호 구속력이 안정적으로 유지됨을 확인하였다.
Table 5.
Comparison of vertical and horizontal load-displacement
2) 콘크리트 게이지별 수직하중 – 변형률 실험 결과
각 실험체의 거동 특성 및 계측값은 Table 5과 같이 내부 균열 진전 양상에 따라 게이지 위치별 응력 분포가 상이하게 도출되었다. Case-1은 500kN 초과 시점에서 국부적인 균열 폭 증가로 좌측면 일부 계측값이 인장(+) 영역으로 급격히 역전되었다. 하중 저항 메커니즘이 우측 매립 H형강 측으로 신속히 전이되며 표면 응력의 불균일성이 발생하였다. Case-2는 좌측면 최상단의 압축(-112.3με)에서 하단 인장(+62.8με)으로 전환되는 명확한 응력 구배를 형성하여 국부적인 전단 붕괴를 억제하였다.
Table 6.
Comparison of Load-Strain Behavior and Characteristics
3) 균열 진전 양상 및 파괴 메커니즘
각 실험체의 균열 특성 및 계측값은 Table 7과 같으며 Case-1은 하중 약 340kN 단계에서 H형강 하단 플랜지와 콘크리트 계면의 부착 탈락으로 최초 균열이 발생하였으며, 수평 방향의 할렬 균열 확장을 동반하였다. Case-2는 유효길이 증가에 따른 휨 모멘트의 지배적인 영향으로 180kN 부근에서 초기 균열이 발현되었으며 겹침부에 작용하는 인장응력 가중으로 수평 방향의 할렬 균열이 크게 확대되었으나, 전반적인 균열 진전 패턴은 Case-1과 일관된 경향을 나타내었다.
Table 7.
Comparison of crack propagation and failure mechanism
4) 전단응력 – 하중 실험 결과
전단응력-하중에 대한 비교 결과는 Table 8과 같으며 지간 거리 및 파괴 양상 차이에 따라 내부 하중 전달 경로가 상이하게 도출되었다. Case-1은 우측 계면(Rosette 3, 4)에서 균열 폭 팽창에 따른 급격한 응력 해방 현상이 관찰되었으나, 잔여 하중이 내부 심재로 온전히 전이되어 단면의 취성 파괴를 억제하였다. Case-2는 극한 상태 부근에서 좌측 상단(Rosette 1)의 전단응력이 약 1,100kPa까지 치솟는 응력 집중 현상을 보였다.
Table 8.
Comparison of shear stress-load test results
| Category | Max. shear stress (kPa) | |
| Case-1 (P-R-P) | Case-2 (P-P-R-P-P) | |
| Rosette 1 | 210.1 | 1,078.0 |
| Rosette 2 | 9.14 | 91.3 |
| Rosette 3 | 219.2 | 520.8 |
| Rosette 4 | 639.5 | 63.9 |
Table 9.
Comparison of shear stress-direction angle test results
5) 전단응력 – 방향각 실험 결과
주 전단응력 방향각 분석 결과, Case-1과 Case-2는 지간 거리 및 변형 모드 차이로 인해 초기 응력 집중 및 균열 진전 지점[(Case-1: 우측 계면(Rosette 3,4), Case-2: 좌측 계면(Rosette 1,2)]이 서로 상이하게 도출되었다. 그러나 두 실험체 모두 계면 전단응력이 콘크리트 매트릭스의 전단-인장 한계 수치인 약 600kPa 부근에 도달한 직후 주응력축 방향각이 급격히 회전하는 공통된 거동 특성을 나타내었다. 이는 초기 하중 전달 경로의 차이에도 불구하고, 약 600kPa 단계에서 중첩부 계면 균열 진전 및 부착 탈락(Debonding)에 따른 즉각적인 응력 해방이 유발되고, 이후 작용 하중이 내부 매립 H형강 심재로 신속히 전환되는 응력 재분배 메커니즘으로 수렴하였기 때문이다. 결과적으로 두 구조 형식 모두 콘크리트 계면 균열 → 응력축 회전 → 내부 강재 중심의 복합 전단 저항으로 이어지는 동일한 단계별 파괴 시퀀스를 형성하는 것으로 명확히 분석되었다.
4. 결 론
본 연구에서는 겹침 CIP(SCIP) 벽체의 구조적 성능을 검증하기 위해 실대형 전단실험을 수행하였으며, 이를 통해 도출된 주요 결론은 다음과 같다.
(1) 재료 물성 시험결과는 콘크리트 공시체의 재령 28일 압축강도 시험 결과 평균 24.30MPa로 측정되어 목표 배합강도(24.0MPa)를 만족하여 실험체 제작에 사용된 재료가 요구 성능 기준을 충족함을 확인하였다.
(2) P-R-P 형태인 Case-1(지간 498mm)과 P-P-R-P-P 형태인 Case-2(지간 996mm)의 전단강도 시험 결과는 지간 거리가 증가함에 따라 최대 하중과 변위 능력이 비선형적으로 감소하는 경향이 뚜렷하게 나타났다.
(3) 하중-변위 거동 분석 결과, Case-1은 Case-2(최대 하중 약 195kN) 대비 3.3~5.5배 수준의 극한 내력을 발휘하였으며, 변형 능력 또한 약 15배 이상 높게 나타났으며 콘크리트의 변형률 분포 측면에서는 Case-1은 압축 지배 거동을 보이지만 Case-2는 휨 지배 거동을 보였다.
(4) 실대형 전단실험 결과 Case-1(641kN) 대비 Case-2(195kN)의 최대 연직 하중 차이는 양단 지지 조건상 휨 모멘트 지배 거동에 기인하나, 실제 현장에서는 연속 지반 구속으로 그 영향이 완화된다. 특히 연약한 지반(Hard/Firm 조건)에서 주로 적용되는 Case-2는 1차 말뚝(Primary)의 선행 배치를 통해 후행 2차 말뚝(Secondary) 굴착 시 천공 장비의 편심 현상을 억제함으로써 겹침부의 수밀성과 일체성을 안정적으로 확보할 수 있다. 따라서 현장 구속 효과와 수직도 정밀 제어가 수반될 경우 Case-2 공법의 실무적 안전성 및 경제성을 충분히 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
(5) 전단응력과 하중의 관계는 Case-1은 Rosette 4를 중심으로 응력 집중이 발생한 반면, Case-2는 Rosette 1을 중심으로 응력이 집중되어 서로 상이한 하중 전달 경로를 보였다. 이러한 차이는 지간 거리의 변화 및 파괴 양상의 상이함에 따라 내부 응력 흐름이 재편된 것에 기인한 것으로 판단된다.
(6) 전단응력 방향각 검토 결과에서는 Case-1과 Case-2 실험체 모두 유사한 거동 특성을 보였으며 약 600kPa의 응력 수준에 도달한 직후 방향각이 급격하게 회전하는 양상이 확인되었는데 이는 접합부 균열의 진전 및 벌어짐에 따른 내부 응력 재분배 현상으로 해석된다.
