1. 서 론

현재 건설되거나 계획되고 있는 구조물들은 비약적인 건설기술의 발달로 점차 대형화·중량화 되고 있다. 이러한 구조물의 대형화·중량화 추세로 상부 하중의 크기가 증가되어 기성말뚝의 지지능력만으로는 기초의 안정성 확보가 어려워 보다 대구경의 파일이 요구되고 있다. 따라서 지지력 확보를 위한 현장타설말뚝의 시공이 증가되고 있으며 현장타설말뚝의 직경의 범위가 종래보다 매우 다양하게 변화하고 있다.

국내 현장타설말뚝의 선단지반조건은 대부분 연암에 근입되고 있으며 연암부의 주면마찰력은 말뚝의 지지능력의 상당부분을 차지하고 있지만 이에 대해 설계하는 방법은 대부분 경험적 방법에 의한 제안식을 이용하고 있다. 제안식에 의한 방법은 실제 말뚝의 거동을 정확히 모사하기에는 한계가 있으며, 많은 불확실성을 내포하고 있어 매우 비경제적인 설계가 될 가능성이 높다.

암반의 주면마찰력을 산정하는 또 다른 방법은 정재하시험과 병행하는 하중전이 시험을 들 수 있다. 이 방법은 실하중을 가하여 실험하므로 신뢰도가 높으나 설계단계에서 수행하기가 어려운 실정이다.

시공초기에 주면마찰력을 현장에서 산정할 수 있는 방법이 있다. 이는 현장타설말뚝을 시공하기 위한 굴착 단계에서 굴착공에 거칠기 측정장치를 설치하고 암반 벽면의 거칠기 양상을 측정하여 주면마찰력을 산정하는 것이다. 그러나, 굴착공 내부 상황으로 인하여 벽면 양상을 직접 측정하는 것이 매우 어려워 현재까지 단순한 거칠기 단계를 제시하고 있는 문헌(Canadian Geotechnical Society, 2006)을 참고하고 있는 실정이다.

본 연구에서는 현장타설말뚝의 암반 근입부 벽면의 거칠기 양상을 천공홀에서 직접 측정한 결과를 이용하여 암반 구간의 주면마찰력을 산정하였고 동일 말뚝에 대해 하중전이시험을 수행하여 주면마찰력을 구하여 이 두 주면마찰력을 비교·분석하여 벽면거칠기 측정결과의 적용성을 분석하였다. 이 결과를 이용하여 벽면거칠기 양상에 대한 말뚝변위와 주면마찰력의 거동을 확인하고자 하였다.

2. 벽면거칠기 프로파일 정량화 및 분석에 의한 주면마찰력의 산정

측정된 거칠기 데이터를 정량화하는 방법들이 여러 연구자들(Barton and Choubey, 1977; Pell et al., 1980; Hovarth et al., 1983; Seidel and Haberfield, 1995; Hong and Hwang, 2019)에 의해 제안되었다.

본 연구에서는 주면마찰력 제안식인 Table 1(FHWA, 1999)을 이용하고 Hovarth et al.(1983)의 Hovarth Roughness Model(Fig. 1)을 사용하여 거칠기 인자를 산정하였다. Hovarth Roughness Model은 말뚝 표면에서 굴착공 벽면까지의 거리(∆r₁, ∆r₂, ⋯∆r_n)를 1mm간격으로 측정하여 벽면요철의 크기를 정량화(Eq. (1)) 하여 나타내는 방법이다.

Fig. 1

Horvath roughness model (Pell et al., 1983)

현장타설 콘트리트 말뚝 주면의 단위면적당 극한 주면 마찰력 산정 시 FHWA(1999)의 산정법이 암반과 굴착장비 특성등을 고려할 경우 적합한 것으로 판단되었다.

여기서, RF = Roughness Factor

∆r_h = Mean Roughness Height

r_s = Socket Radius

L_t = Traversed Length of the Socket

L_s = Socket Length

설계기준들에서 제시된 암반에 근입된 현장타설말뚝의 단위면적당 주면마찰력 산정식은 다음 Table 1과 같다. FHWA(1999)는 현장에서 측정한 거칠기 인자를 이용하여 주면마찰력을 산정하는 방법을 제시하고 있다.

3. 지반조건 및 시험말뚝의 제원

본 연구에서 시험한 지층개요 및 지반의 특성은 Fig. 2와 같다. 시험부지 상부에는 매립층이 4.7m 정도 분포하고 있으며, 퇴적층이 3.3m, 풍화토층이 17.0m, 풍화암층이 24.82m, 하부로 연암층이 분포하고 있다. 연암의 경우 TCR=94%의 분포를 보이고 있으며 RQD=26%의 분포를 보이고 있다. 연암에서 실내 암석일축압축강도 시험이 실시되었으며, 암석의 일축압축강도는 UCS = 72.2MPa이었다.

Fig. 2

Characteristics of soil

본 연구에서 시공한 말뚝의 제원은 Table 2와 같다.

4. 암반벽면 거칠기 측정시험

4.1 시험 개요

말뚝의 주면마찰력 중 암반 부분의 주면마찰력은 암석강도, 벽면의 거칠기 모양, 응력 상태, 말뚝 직경, 암반 절리 등에 영향을 받는 것으로 알려져 있다.

특히 암반 소켓 벽면의 거칠기는 현장타설말뚝의 주면마찰력에 큰 영향을 미치는 것으로 여러 학자들의 연구에 의해 증명되었다(Barton and Choubey, 1977; Pell et al., 1980; Hovarth et al., 1983; Seidel and Haberfield, 1995; Hong and Hwang, 2019).

국내 설계기준도 암반의 주면마찰력 산정 시 거칠기 양상 고려한 주면마찰력 산정 방법을 제안하고 있다. 그러나, 현장에서 거칠기 양상을 측정할 수 있는 장치의 한계로 실제 설계에 사용하는데 제한적일 수 밖에 없었다.

이러한 문제를 해결하기 위해 Fig. 3과 같이 현장에서 직접 암반 벽면의 거칠기 양상을 측정할 수 있는 G-ROUGHNESSS TEST가 개발되었으며 개발된 장치를 이용하여 암반 벽면의 거칠기 양상을 측정하였으며 암반부의 주면마찰력을 결정 하고자 한다. Fig. 3(a)에서 보는 바와 같이 천공 후 거칠기 장치를 해당 위치에 고정하고 수직방향으로 굴착벽면의 거칠기를 연속해서 측정하면 Fig. 3(b)와 같은 결과를 얻을 수 있다.

Fig. 3

Fundamental concept of rock socket roughness test

4.2 시험순서 및 시험 광경

본 연구에서 수행한 암반 벽면 거칠기 시험의 순서를 Fig. 4에 나타내었다. 거칠기 시험은 다방향(4방향)으로 측정하고 벽면 연직방향으로 500mm 간격으로 측정하였다. Photo 1에 시험 수행 광경을 나타내었다.

Fig. 4

Rock socket roughness test sequence

Photo 1

Roughness field test view

4.3 시험 결과 및 분석

직경 2,000mm 현장타설말뚝에 대한 연암부의 거칠기 양상을 연암부의 길이 방향으로 500mm 범위를 측정한 결과는 Fig. 5와 같다.

Fig. 5의 결과를 Horvath Roughness Model을 이용하여 정량화 하였으며 거칠기 계수(RF)를 Table 3과 같이 결정하였다.

Fig. 5

Result of roughness test

5. 양방향 재하시험 및 하중전이 시험

벽면거칠기 측정에 의한 단위주면마찰력의 산정결과를 검증하기 위하여 동일한 현장타설말뚝(직경 2,000mm)에 대하여 양방향 재하시험 및 하중전이시험을 수행하였다. 이때 계획된 재하용량은 일방향 60MN이다.

5.1 하중전이센서 설치

Photo 2는 본 연구에 사용한 하중전이센서의 설치 및 하중전이시험 광경을 나타내고 있다.

Photo 2

Installation of load cells and load transfer sensors

Fig. 6은 하중전이 센서의 설치위치를 나타내고 있다. Fig. 6에서 보는 바와 같이 재하장치는 연암 상단에 설치하였으며 하중전이 센서는 말뚝근입부인 풍화암에 6개소, 연암에 2개소, 총 8개소에 2방향으로 설치하였다.

Fig. 6

Installation location of load cells and load transfer sensors

5.2 시험 결과

하중전이시험의 결과인 하중-침하량 곡선을 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 7과 같이 최대하중 60MN일 때 발생 변위가 11.575mm이었으며 말뚝은 탄성거동을 보이고 있었다.

Fig. 7

Load-displacement curve

Fig. 8은 하중전이 시험 결과를 나타내고 있다. Fig. 8(a)는 재하하중 단계에 대한 깊이별 하중전이 분포를 나타내고 있으며, Fig. 8(b)는 재하하중별 암반의 평균주면마찰력을 나타내고 있고, Fig. 8(c)는 변위-단위주면마찰력 곡선을 나타내고 있다. Fig. 8에서 보는 바와 같이 최대 재하하중인 60MN에서 연암의 평균주면마찰력은 4.128Mpa이었다.

Fig. 8

Result of load transfer test

6. 벽면거칠기 형상과 주면마찰력 간의 상호관계 연구

6.1 벽면거칠기 형상에 의한 단위주면마찰력의 산정

현장에서 측정한 거칠기 계수를 적용한 주면마찰력 있는 산정식은 FHWA(1999) qsqu=0.8∆rrL'L0.45이며, 여기서 거칠기 계수, RF=∆rrL'L이다.

따라서, 현장에서 측정된 Table 3의 거칠기 계수 0.0090~0.0128 중 작은 값을 적용하여 단위주면마찰력을 산정하면 다음과 같다.

여기서, q_s : 암반의 단위주면마찰력(Mpa)

q_u : 암석의 일축압축강도(Mpa)=72.2Mpa

6.2 벽면 거칠기 형상과 주면마찰력 간의 상호관계

거칠기 시험과 하중전이시험 결과에 의한 단위주면마찰력을 Fig. 9에 나타내었다. 거칠기 시험은 말뚝의 발생변위를 고려하지 못하므로 하나의 값으로 표현되며 하중전이시험은 발생변위에 대한 단위주면마찰력으로 표현되고 있다. 거칠기시험과 하중전이시험의 단위주면마찰력의 차이가 매우 많이 나는 것을 알 수 있다. 이는 Fig. 7에서 보는 바와 같이 일방향 재하하중 60MN에서 하중-침하량 관계가 탄성영역 내에 있어 암반의 주면마찰저항력을 충분히 확인하지 못했기 때문으로 판단된다. 따라서 하중전이시험에 의한 주면마찰력(f_TU)을 설계시 허용주면마찰력(f_TA, 하중전이시험시 항복이 발생하지 않았으므로 안전율 F.S=2를 적용)으로 적용할 경우 암반의 주면마찰력이 과소평가될 것으로 판단된다.

Fig. 9

Result of roughness test and load transfer test

본 연구에서는 하중전이시험에서 도출된 단위주면마찰력 - 변위 관계곡선과 거칠기시험에 의한 단위주면마찰력의 상관관계를 분석하여 거칠기시험에 의한 단위주면마찰력(f_G-R)을 말뚝의 발생 변위에 대응하는 단위 주면마찰력으로 변환할 수 있도록 저감계수(Factor of Reduction, R_F)를 제안하며 이를 통하여 보다 합리적인 허용주면마찰력의 평가를 하고자 한다.

6.3 저감계수(Factor of Reduction, R_F)의 제안

하중전이시험에서 도출된 발생변위에 대한 단위주면마찰력을 평가하기 위하여 발생변위를 말뚝직경으로 나누어(변위비, n=δD×1000, δ: 발생변위, D: 말뚝직경) 정량화시켰으며 그 관계를 Fig. 10에 나타내었다.

Fig. 10에서 하중전이시험에 의한 단위주면마찰력-변위비 곡선의 점선부는 시험말뚝이 탄성거동을 한다는 가정하에 구한 추정선이다.

각 변위비(n)에서의 단위주면마찰력은 f_sn으로 나타내었다.

Table 4는 Fig. 10에서 구한 각 변위비에서의 단위주면마찰력을 거칠기 시험에 의한 단위주면마찰력과의 차에 대한 비로 산정하여 나타낸 것이다. 이때 ‘단위주면마찰력을 거칠기 시험에 의한 단위주면마찰력과의 차에 대한 비’를 저감계수(Factor of Reduction, RF=fG-R-fsnfsn)라 정의한다.

Fig. 10

Relationship curve between f_S (unit skin friction) and n (Displacement rate)

변위비(n)에 대한 저감계수(Factor of Reduction, R_F)의 관계그래프는 Fig. 11과 같이 나타낼 수 있다. Fig. 11에서 점선부는 시험말뚝이 탄성거동을 한다는 가정하에 구한 추정선이다.

Fig. 11에 나타낸 것과 같이 변위비(n)와 저감계수(R_F)의 관계곡선은 그 접선기울기가 2.2로 변화가 급격한 구간과 접선기울기가 0.2로 수렴하는 두 구간으로 나눌 수 있다. 접선기울기가 급격한 구간은 하중전이시험의 재하하중이 작은 초기시험구간으로서 저감계수를 산정하기 위한 구간이 아니므로 본 연구에서는 고려하지 않았다. 따라서 본 연구에서는 접선기울기가 수렴하는 구간에서의 저감계수(R_F)를 산정하였다.

Fig. 11

Relationship curve between R_F (Factor of Reduction) and n (Displacement rate)

Fig. 12에서 저감계수가 1.0이하인 구간에서의 변위비(n)와 저감계수(R_F)의 관계를 산정하면 다음식과 같다.

Fig. 12

Equation of relationship between R_F (Factor of Reduction) and n (Displacement rate)

여기서, R_F : 저감계수

n : 변위비 δD×1000≥5

δ : 발생변위(mm)

D : 말뚝직경(mm)

7. 결 론

본 연구에서는 현장타설말뚝의 암반 소켓부 벽면의 거칠기 양상을 천공홀에서 직접 측정하였으며, 그 결과를 이용하여 암반의 주면마찰력 특성을 파악하였다.

Horvath Roughness Model을 이용한 프로파일을 정량화 과정을 수행하여 거칠기 계수(RF)를 도출하였으며 그 값을 적용하여 시험말뚝의 연암부 단위 주면마찰응력을 산정하면 6.93Mpa였다.

이를 하중전이 시험에 의한 단위주면마찰력과 비교·분석하여 벽면거칠기 측정시 산정된 단위주면마찰력의 저감계수(Factor of Reduction, R_F)와 변위비(n)와의 관계식을 R_F = -0.14 × n + 1.48로 제안한다. 이 관계식은 본 시험말뚝이 시공된 암반조건 및 말뚝제원에 한정된 시험 결과로서 향후 다양한 직경 및 암반에 대한 데이터를 확보하여 거칠기 시험에 의한 주면마찰력 산정시 저감계수로 정량화할 필요가 있을 것이다.