1. 서 론

말뚝은 외력에 대하여 말뚝선단 하부지반의 전단저항력과 말뚝 주면의 마찰로 저항하며, 지층이 두꺼운 경우에는 주로 말뚝주면의 마찰로 저항하고, 선단이 암반층에 설치된 경우에는 주로 선단하부지반의 전단저항력으로 저항한다. 사질지반에서는 대체로 주변마찰력이 선단지지력 보다 우세한 것으로 알려져 있다.

다수의 말뚝을 근접하여 설치하는 무리말뚝에서는 말뚝 하나하나의 선단지지력이 인접한 말뚝 상호간의 간섭에 의해 달라질 수 있으며, 말뚝의 근접도에 따라 선단의 지지거동이 달라질 수 있다. 따라서 무리말뚝을 설계할 때에는 말뚝의 상호 근접도를 고려하여 선단지지력과 주변마찰력을 정확하게 파악하여 고려해야 한다.

무리말뚝에서 말뚝의 근접도에 의한 영향은 크기가 일정한 원형 토조에서 여러 가지 직경으로 말뚝을 설치하고 재하실험하여 파악하였다. 즉, 균질한 지반에서 원형 말뚝의 영향은 동일한 거리에서 같으므로 동일 영향권은 말뚝을 중심으로 동심원을 나타낸다. 그런데 원형 토조의 중앙에 원형말뚝을 설치하면 토조 내벽면은 무리말뚝에서 각 말뚝사이의 중간지점 즉, 동일 영향권과 같은 의미를 가지므로 원형 토조의 내벽면이 동일 영향권이 된다. 따라서 동일한 크기의 원형 토조에서 여러 가지 직경으로 실험하면 토조 내벽면은 말뚝 직경에 따라 다른 영향권이 된다. 말뚝의 직경이 크면 말뚝 주면과 원형 토조 내벽면 사이의 거리가 가까우므로 토조 내벽면은 영향이 큰 동일 영향권이 되고, 말뚝의 직경이 작으면 말뚝 주면과 원형 토조 내벽면 사이의 거리가 멀어서 영향이 작은 동일 영향권이 된다.

따라서 동일한 원형 토조에서 여러 가지 직경의 말뚝에 대해 재하실험하여 선단 지지력을 측정하면, 말뚝의 근접도에 따라 선단 지지력이 받는 영향을 확인할 수 있다. 모형실험에서 지반은 일정한 상대밀도로 균일하게 모래로 조성하였으며, 모든 말뚝에서 말뚝의 근입깊이를 변화시켰다.

말뚝의 지지력은 일반적으로 정역학적 공식과 동역학적 공식 또는 경험적으로 산정하며 수많은 방법이 제안되어 있다. 그러나 이 방법들은 기본이론과 적용기준 및 경계조건은 물론 토질상태에 따라 편차가 심하여 현장에서는 재하실험을 실시하여 지지거동을 확인하고 시공하는 추세이다. 또한, 재하실험을 수행한 경우에도 시행방법이나 결과 해석방법에 따라 다소의 차이가 있고 각국마다 적용하는 규정에도 차이가 있다.

따라서 본 연구에서는 무리말뚝에서 말뚝 상호간의 간섭에 의해 말뚝선단의 지지거동을 규명하기 위하여 모형실험을 수행하였으며, 말뚝의 근접도에 따른 영향은 크기가 일정한 원형 토조에서 여러 가지 직경으로 말뚝을 설치하고 재하실험하여 말뚝의 근접도에 따른 선단 지지력의 변화를 파악하였다.

2. 말뚝의 선단지지력

2.1 이론적 배경

말뚝에 의한 지반의 전단파괴는 선단부 주변의 제한적 범위 이내에서 일어나므로, 무리말뚝을 구성하는 개별 말뚝은 전단파괴형상이 인접말뚝과 중첩될 만큼 서로 근접되어 있으면 상호영향을 받는다(Terzaghi and Peck, 1966).

말뚝의 선단지지력은 대체로 선단하부지반의 파괴거동이 얕은 기초 하부지반의 파괴거동과 유사하다고 가정하고 선단 상부지반의 자중을 지표하중으로 생각하고, 얕은 기초의 지지력공식을 적용(Terzaghi, 1943)하여 계산하며, 선단 주변지반이 소성파괴된다고 가정하고 유도한 지지력공식(Meyerhof, 1951; 1965)으로 계산할 수도 있다. 그밖에도 공동팽창이론(Vesic, 1973)을 적용하여 말뚝 선단지지력을 계산할 수 있다.

2.1.1 말뚝의 파괴메커니즘

사질토에 설치한 단일 말뚝에서는 Fig. 1과 같이 사잇각이 π인 대수나선과 직선으로 구성된 말뚝 파괴메커니즘을 적용해서 극한하중을 계산할 수 있다(Lee, 2014b).

Fig. 1.

End bearing of a pile (Lee, 2014b)

이때에 말뚝의 선단 주변지반에 발생되는 파괴체는 말뚝선단 상부로 길이 h_min으로 일어나고, 말뚝선단 하부로 깊이 h'으로 일어난다(Kezdi, 1962). h > h_min이면, 활동면은 수평 지표면에 도달하지 않고 말뚝의 연직경계면에 도달된다.

말뚝 선단 주변지반에 형성되는 소성 파괴체의 크기는 높이 H와 폭 B이고, 말뚝 측면으로는 폭이 l'이다.

Meyerhof(1976)가 제시한 지지력공식은 얕은 기초와 깊은 기초에 모두 적용할 수 있고, 말뚝(길이 L) 지지층 관입길이 L_b의 말뚝 폭D에 대한 비 L_b/D(관입비, penetration ratio)에 따라 결정된다. 균질한 지반에 설치된 말뚝에서 관입길이는 말뚝길이이다(L=L_b).

말뚝의 선단지지거동은 대체로 말뚝주변 근접지반 즉, 말뚝 폭의 2배 이내(<2D)에 국한되어 일어나며, 말뚝 선단지지력은 관입비가 증가할수록 커지다가 한계치 (L_b/D)_cr (한계관입비)를 초과하면 일정한 크기를 유지한다. 한계 관입비 (L_b/D)_cr는 지반의 내부마찰각에 따라 결정되고, Meyerhof(1976)는 (L_b/D)_cr≃10~15로 보았다.

위 식에서 N_q는 지지력계수이며 다음 크기이다.

Fig. 2.

Bearing capacity factor of Meyerhof (Meyerhof, 1976)

2.1.2 얕은 기초 지지력공식 적용

말뚝의 선단지지력은 대개 선단하부지반의 파괴거동이 얕은 기초 하부지반의 파괴거동과 유사하다고 가정하고 얕은 기초 지지력공식을 적용(Terzaghi, 1943)하여 계산할 수 있다.

사질토에서 얕은 기초의 전단파괴는 근입깊이가 얕거나 상대밀도가 클수록 관입전단→국부전단→전반전단 형태로 발생되며, 상대밀도가 같더라도 근입깊이에 따라 모든 형태의 파괴가 일어날 수 있다(Fig. 3, Vesic, 1973).

Fig. 3에서 상대밀도가 0.85인 지반에서 원형기초가 지표에 있으면 전반전단파괴가 일어나지만 근입깊이가 3.5B이상이면 국부전단파괴 그리고 4.5B이상이면 관입전단파괴가 일어난다(Lee, 2014a). 그런데 기초단면형상이 원형이면 근입깊이의 영향이 작으므로, 원형말뚝에서는 관입깊이가 작아도 국부전단파괴가 일어나고 이러한 경향은 지반이 느슨할수록 뚜렷하다. 그런데 얕은 기초 지지력공식은 대부분 전반전단파괴(general shear failure)를 전제로 유도된 것이므로, 국부전단파괴가 일어나는 말뚝 선단지지력 계산에 적용할 때에는 주의가 필요하다.

Fig. 3.

Foundation failure modes depending on relative density in sand (Vesic, 1973)

균질한 사질토에 설치된 원형말뚝(길이 L, 직경 D)의 선단지지력은 Terzaghi 얕은 기초 지지력공식을 적용하여 계산하면 다음이 된다. 여기에서 제 1항은 기초의 폭에 의한 항이며, 제 2항에 비하여 크기가 작고, 관입길이가 말뚝 직경의 5배 이상 되는 말뚝에서는 제 2항의 10% 미만이 되므로 무시하고 선단지지력을 계산할 수 있다(Kulhawy, 1984).

긴 말뚝에서는 말뚝 길이 L에 비해 말뚝 폭 D가 작으므로(L≫D) 기초 폭의 영향(제 1항)은 무시하고 선단지지력을 계산해도 큰 차이가 나지 않는다. N_q, N_γ는 지지력계수이다.

따라서 말뚝 선단 위치의 연직지반응력 σ_v=γL로 무차원화한 선단지지력 q_u/σ_v는 다음과 같이 상수가 되며,

지반의 내부마찰각에 따라 결정되고, 균질한 사질지반에 설치된 말뚝의 선단지지력은 지반의 내부마찰각과 선단위치의 연직응력에 의존하여 크기가 정해진다.

Terzaghi는 기초의 근입깊이가 기초 폭 보다 작으면 얕은 기초라고 정의하였으므로 얕은 기초 지지력공식을 말뚝에 적용할 때에 관입깊이를 말뚝 폭으로 제한하여 계산하는 것이 합당할 것으로 생각되지만, 이에 대해 언급한 문헌은 거의 없다. 또한, 얕은 기초의 전단파괴가 수평방향으로 제한된 크기 l'(기초 폭의 약 2.0 배) 로 발생되므로, 무리말뚝에서는 말뚝 간격을 이보다 크게 >2l'로 하면 상호간섭이 일어나지 않을 것으로 예상된다.

2.1.3 Vesic 의 공동팽창이론 적용

사질토에서 기초 근입깊이가 깊으면 관입전단파괴가 일어나고, 말뚝의 전체 지지력에서 선단저항력이 분담하는 비율은 말뚝 선단이 깊어질수록 즉, 말뚝 관입깊이가 클수록 감소한다.

말뚝 선단부근에서는 지반이 소성화되면서 부피가 팽창되고 이완되어 강도가 감소되므로, 말뚝의 선단지지력은 공동팽창이론(expansion theory of cavity)을 적용하여 계산할 수 있다. Vesic(1973)은 말뚝선단의 평균응력 σ_o'(3축방향 수직응력의 평균값)을 적용하여 공동팽창이론으로부터 말뚝선단의 지지력을 계산하였다.

위 식의 N_q는 지지력계수이고, 말뚝 선단 주변지반이 소성화되어 강도가 감소되면 감소된다. 그런데 심도가 깊어서 구속압이 커질수록 지반의 내부마찰각이 감소하므로 지지력계수 N_q도 말뚝관입깊이가 깊을수록 감소한다(Berezantsev, 1961; Kulhawy, 1984).

위 식 (7)의 σ_o'는 지반의 정지토압계수 K_o와 선단부의 토피하중 γL로부터 계산한다.

말뚝 선단의 지지력계수 N_q는 지반의 감소강성지수 L_rr(reduced rigidity index)과 내부마찰각 $\varphi$를 알면 Fig. 4에서 결정된다. 감소강성지수 L_rr은 강성지수 I_r(rigidity index)과 말뚝하부 소성영역의 평균체적변형률 ∆로부터 계산한다(소성역 평균체적변형률이 1% 이면 ∆=0.01).

Fig. 4.

N_q in internal friction angle and rigidity index (Kulhawy, 1984)

위의 식 (9)의 강성지수 I_r은 지반의 탄성계수 E와 푸아송 비 ν 및 전단탄성계수 G로부터 계산하고, 모래에서는 I_r=70~150이다.

지반이 등체적변형하면 ∆=0이므로, 감소강성지수와 강성지수가 같아져서 I_rr=I_r이다.

3. 모형실험

3.1 실험 개요

무리말뚝에서 말뚝 상호간의 간섭에 의해 말뚝선단의 지지거동을 규명하기 위하여 모형실험을 수행하였으며, 말뚝의 근접도에 따른 영향은 크기가 일정한 원형 토조에서 여러 가지 직경으로 말뚝을 설치하고 재하실험하여 파악하였다. 즉, 균질한 지반에서 말뚝의 영향은 동일한 거리에서 같고 원형 토조의 내벽면이 동일 영향권이라고 생각하였다. 원형 토조의 내벽면은 직경이 큰 말뚝에서는 주면과 가까우므로 영향이 큰 동일 영향권이고, 직경이 작은 말뚝에서는 말뚝 주면과 멀기 때문에 영향이 작은 동일 영향권이다. 따라서 동일한 원형 토조에서 일정한 상대밀도로 균일하게 모래지반을 조성하고 여러 가지 직경의 말뚝을 설치하고 실험하여 말뚝의 근접도에 의한 영향을 확인하였으며, 모든 말뚝에서 말뚝의 근입깊이를 변화시켰다.

원형토조는 내경이 38cm이고 높이 90cm이며, 내벽에는 철망을 설치하여 벽마찰이 내부마찰각이 되도록 하였다. 모형말뚝은 4 가지 직경 즉, 114mm(D114), 78mm(D78), 60mm(D60), 38mm(D38)로 하였고, 각 말뚝의 주면은 샌드페이퍼를 부착하여 벽마찰각이 $\varphi$(F3), 2$\varphi$/3(F2), $\varphi$/3$\varphi$/3(F1)가 되도록 하였다. 말뚝의 근입깊이(L)는 모든 종류의 말뚝에서 40cm(L40), 50cm(L50), 60cm(L60), 70cm(L70)로 하였다. 수행한 모형실험은 Table 1과 같다.

Table 1. Model test

실험에 사용된 모래는 주문진 자연사를 사용하여 샌드커튼(Sand curtain) 방식으로 균질한 지반을 조성하였다. 공학적 분류법에 의하면 SP로 분류되고, 단위중량이 16.6kN/m³, 내부마찰각 37.4°, 상대밀도 85.2%인 조밀한 모래로 측정되었다. 시료의 입도분포시험과 직접전단시험 결과는 Fig. 5와 같으며, 물리적 특성은 Table 2와 같다.

Fig. 5.

Basic properties

Table 2. Physical properties of model ground

3.2 실험 장치

모형 토조는 내경이 38cm이고 높이 90cm이며 원형 아크릴로 제작하였고, 내벽에는 벽마찰이 내부마찰각이 되도록 철망을 설치하였다(Fig. 6). 모형 토조는 말뚝 주면 마찰력만을 측정하기 위한 로드셀 1개, 선단지지지력을 측정하기 위한 로드셀 1개, 토조의 벽마찰력을 측정하기 위한 로드셀 3개 및 토조 바닥면 하중을 측정하기 위한 도넛형 판에 로드셀 24개(각 판에 4개씩 총 6개 판)를 설치하였다.

Fig. 6.

General view of model test apparatus

3.3 실험방법

모형실험은 Fig. 7과 같이 말뚝 하부 지반조성, 말뚝 설치, 말뚝 주변지반조성, 연직하중 재하 순서로 진행하였다. 즉, 말뚝을 설치하고 모래를 강사하여 균질한 지반을 조성한 후에 재하프레임을 설치하고 응력재하방식으로 유압잭으로 하중을 재하하였다.

Fig. 7.

Sequence of model testing

1) 지반조성

말뚝의 하부 및 주변지반은 균질하고 단위중량이 균일하도록 강사량과 강사고를 일정하게 유지하면서 강사하여 즉, 한번에 10cm가 성토되는 양의 모래를 강사고 50cm에서 강사하여 조성하였다.

2) 말뚝설치

말뚝하부의 기초지반을 높이 20cm로 먼저 조성한 이후에 토조의 중앙에 연직으로 모형말뚝을 위치시키고 주변에 강사하여 말뚝을 근입시켰다. 말뚝의 근입깊이는 40cm, 50cm, 60cm, 70cm로 조성하였다.

3) 말뚝 재하

말뚝을 설치하여 계획한 근입깊이만큼 지반을 조성한 후 재하장치를 설치하고 하중제어 방식으로 말뚝을 연직방향으로 재하하였다. 재하중에 재하중과 말뚝의 침하 관계를 측정하여 극한지지력이 확실히 확인될 때까지 재하하였다.

4. 실험 결과

한정된 크기의 원형 토조에 여러 가지 직경으로 말뚝을 설치하여 즉, 여러 가지 근접도 조건을 조성하고 재하실험을 수행하여 근접도에 따른 무리말뚝의 선단지지력을 측정하였다. 또한, 모형말뚝의 관입길이와 주면 마찰상태를 변화시키면서 실험하여 다양한 결과를 얻었다.

4.1 선단지지력 측정치와 이론치 비교

말뚝의 선단지지력은 선단위치의 연직지반응력(σ_v)에 비례하며, 비례상수는 얕은 기초의 근입깊이에 대한 지지력계수 N_q이고, 지반의 내부마찰각에 의해 결정된다.

무리 말뚝을 구성하는 개별 말뚝의 이격거리가 충분하게 커서 말뚝 개개의 파괴체 형성범위가 중첩되지 않으면, 인접한 말뚝에 의한 영향을 받지 않는다. 이때에는 무리말뚝의 선단지지력은 무리말뚝을 구성하는 말뚝 개개의 선단지지력을 합한 크기이다.

모형실험에서 측정한 무리말뚝의 선단지지력은 얕은 기초 지지력공식 등 이론식을 적용하여 계산한 값을 약간 상회하였다. 이론식을 적용하여 구한 결과들도 적용한 식에 따라 차이가 났고, 이는 각 식들의 이론적 배경이 다르기 때문인 것으로 판단된다(Fig. 8).

Fig. 8.

Test results and calculation of ultimate end bearing capacity of piles

Fig. 9의 세로축은 말뚝의 극한 선단지지력 σ을 말뚝 선단부 연직응력 σ_v=γL로 무차원화한 후 로그 값으로 나타낸 것이며, 가로축은 말뚝의 관입길이 L의 말뚝 직경 D에 대한 비 즉, 관입비이다.

Fig. 9.

Relationship between normalized end bearing capacity and normalized pile length

말뚝의 무차원 선단지지력 log(σ/σ_v)의 로그 값은 관입비가 커질수록 선형적으로 약간 감소하는 경향을 보이나 그 차이가 미미하였다. 따라서 직경에 비해 길이가 긴 말뚝에서 선단지지력은 관입비에 의한 영향을 적게 받는 것을 알 수 있다.

4.2 말뚝의 선단 하중-침하 관계

말뚝 선단저항력은 비교적 뚜렷하게 극한값을 나타냈으며, 극한저항력에 도달하는 변위의 크기는 말뚝의 직경에 의해 다소 차이를 나타냈으나 그 차이는 크지 않았다.

무리말뚝의 극한 선단지지력은 선단위치의 연직지반응력에 비례하며, 비례상수는 얕은 기초의 근입깊이에 대한 지지력계수 N_q이고, 지반의 내부마찰각에 의해 결정된다.

4.2.1 말뚝 거칠기에 따른 선단 하중-침하 관계

말뚝의 극한 선단저항력의 크기와 극한 선단저항력에 도달하는 변위의 크기는 말뚝 주면의 거칠기와 거의 무관한 것으로 나타났다. Fig. 10은 말뚝 선단변위를 말뚝의 직경으로 무차원화하여 나타낸 예이다.

Fig. 10.

End bearing - settlement curve depending on pile roughness

본 연구에서는 말뚝 주면의 거칠기를 변화시키면서 말뚝을 재하하고, 그때의 선단저항각을 별도로 측정하여 선단저항력-말뚝선단변위 관계를 구하였다. 이때 말뚝의 선단변위는 말뚝의 직경으로 무차원화하여 나타내었다. 말뚝의 극한 선단저항력의 크기와 극한선단저항력에 도달하는 변위의 크기는 말뚝주면의 거칠기와 거의 무관한 것으로 나타났다. 말뚝의 거칠기에 따른 선단하중-침하 관계는 토조와의 상대적 크기로 볼 때 가장 유리하다고 판단되는 직경 D38 말뚝의 결과를 분석하여 파악하였다.

벽마찰이 작은 $\varphi$/3인 경우에는 비교적 큰 변위에서 극한저항력에 도달하였고, 말뚝 길이가 길수록 심도가 깊어서 벽마찰이 2$\varphi$/3인 경우와 $\varphi$인 경우에는 $\varphi$/3인 경우와 마찬가지로 말뚝 길이가 길수록 심도가 깊어서 덮개 하중이 크므로 극한저항력이 커졌다. 다만 $\varphi$/3인 경우보다 작은 변위에서 극한 하중에 도달하였다.

4.2.2 말뚝 직경에 따른 선단 하중-침하 관계

말뚝의 극한 선단저항력의 크기와 극한 선단저항력에 도달하는 변위의 크기를 파악하기 위해 4가지 지경의 말뚝(D38, D60, D78, D114)에 대해 4가지 길이(L40, L50, L60, L70)로 수행한 실험결과를 분석하였다. 이때 말뚝의 주면거칠기는 내부마찰각과 같은 $\varphi$인 경우를 대상으로 하였다.

Fig. 11은 말뚝의 선단변위는 말뚝의 직경으로 무차원하여 나타낸 결과이며, 말뚝이 길이가 길고 직경이 클수록 극한선단지지력이 증가하였고 대체로 말뚝의 직경이 클수록 선단지지력이 증가하였으나 D114의 경우에는 D78의 경우에 비해 뚜렷한 증가를 나타내지는 않았다. 극한지지력에 도달하는 변위는 하중-변위의 관계에서 비교적 뚜렷하게 극한지지력을 구할 수 있었으며, 대체로 직경의 2∼4%의 변위에서 극한지지력에 도달하였다. 말뚝의 길이가 길수록 선단부 지반의 덮개압력이 크기 때문에 길이가 길수록 선단지지력의 증가하는 경향이 뚜렷하였다.

Fig. 11.

End bearing - settlement curve depending on pile diameter

4.3 말뚝 길이에 따른 극한 선단지지력

말뚝이 길면 선단의 덮개지반이 두꺼우므로 말뚝의 극한선단지지력은 말뚝의 길이와 관련이 깊다. 따라서 Fig. 12처럼 연직축은 말뚝의 극한 선단지지력 σ를 말뚝 선단부 연직응력 σ_v=γL로 무차원화한 후에 로그 값으로 내고, 가로축은 말뚝 관입길이 L의 말뚝 직경 D에 대한 비 즉, 관입비로 나타내면 편리하다. 그림에서 말뚝의 무차원 선단 선단지지력 log(σ/σ_v)의 로그 값은 관입비가 커질수록 선형적으로 약간 감소하는 경향을 보이나 그 차이가 미미하였다. 따라서 직경에 비해 길이가 긴 말뚝에서는 극한 선단지지력이 관입비에 의해 적게 영향을 받는 것을 알 수 있다.

Fig. 12.

Ultimate end bearing capacity in pile length

4.4 말뚝 근접도의 영향

말뚝의 선단지지거동은 말뚝주변 근접지반(대체로 말뚝 폭의 2배 이내 즉, <2D)에 국한되어 일어난다. 따라서 무리말뚝을 구성하는 개별 말뚝이 파괴체 형성범위가 중첩되지 않을 만큼 이격되어 있으면, 무리말뚝의 선단지지력은 얕은 기초에 대한 지지력공식을 적용하여 상당히 근접한 값을 산정할 수 있다.

무리말뚝은 대체로 동일 직경의 말뚝은 동일한 간격으로 설치하므로 균질한 지반에서 무리말뚝을 구성하는 단일말뚝의 영향범위는 말뚝을 중심으로 동심원을 나타내며, 근접한 간격의 무리말뚝에서는 말뚝간 중앙점이 영향권 한계이다. 따라서 본 연구에서는 원형단면 토조에서 원형말뚝을 이용하여 재하실험하였으므로 원형토조 벽면은 인접 말뚝과의 중간부분을 나타낸다. 직경이 작은 말뚝이면 원형토조 벽면에 영향권 밖이고 직경이 큰 말뚝이면, 원형토조 벽면은 영향권 이내에 속한다. 따라서 본 연구의 결과로부터 무리말뚝에서 근접도의 영향을 판정할 수 있다.

Fig. 13의 연직축은 말뚝의 극한지지력 σ를 말뚝 선단부 연직응력 σ_v=γL로 무차원화한 후 로그 값으로 나타낸 것이며, 가로축은 말뚝중심으로부터 무리말뚝의 말뚝간 중심까지 거리 x를 말뚝 직경 D로 무차원화한 값이다. x/D=0.5이면 말뚝이 서로 접촉된 상태를 나타내고, x/D=2.5이면 말뚝중심에서 말뚝간 중심까지가 말뚝직경의 2.5배(2.5D)만큼 이격된 거리, 즉 말뚝 중심간격이 0.5D인 경우를 나타낸다. Fig. 13에서 말뚝간 거리가 멀어질수록 거의 선형적으로 약간 감소하는 경향을 보이며, 말뚝 중심간격이 말뚝직경의 5배(5D)만큼 이격된 거리에서도 선단지지력 변화가 크지 않은 것을 알 수 있다. 따라서 무리말뚝을 구성하는 각 말뚝의 선단지지력은 말뚝간격에 의한 영향을 거의 받지 않는다.

Fig. 13.

Ultimate end bearing capacity of piles

5. 결 론

다수의 말뚝을 근접하여 설치할 경우에 대해 말뚝 상호간의 근접도에 따른 말뚝의 선단지지거동을 규명하기 위해 제한된 크기의 원형 토조에서 건조한 모래로 균질한 지반을 조성하고 원형 말뚝의 직경과 관입깊이 및 주면마찰을 변화시키면서 모형실험을 수행하였다. 이로부터 균질한 모래지반에 설치한 무리말뚝의 개별적 선단지지력에 대해 다음과 같은 결론에 도달하였다.

(1) 말뚝 선단저항력의 극한값은 비교적 뚜렷하게 나타났으며, 극한저항력에 도달하는 변위는 말뚝의 직경에 따라 다소 차이를 나타냈으나 그 차이는 크지 않았다. 모형실험에서 측정한 말뚝의 선단지지력은 Terzaghi의 얕은 기초에 대한 지지력공식을 적용하여 구한 값을 약간 상회하였으며, 무리말뚝의 선단지지력은 얕은 기초 파괴메커니즘의 파괴체 형성범위가 중첩되지 않을 만큼 이격되어 있으면 얕은 기초에 대한 지지력공식을 적용하여 상당히 근접한 값을 산정할 수 있음을 확인하였다. 또한 무리말뚝의 선단지지력은 선단위치 연직지반응력에 비례하며, 비례상수는 얕은 기초 지지력계수 N_q이고, 지반의 내부마찰각에 의해 결정되고 말뚝의 주면마찰과 거의 무관하였다.

(2) 사질토에서 직경에 비하여 길이가 긴 말뚝의 선단지지력은 사질토에서 관입깊이에 의한 영향을 적게 받으므로, 관입깊이에 거의 무관하게 일정하였으며 무리말뚝에서 선단위치 연직지반응력으로 무차원화한 선단지지력은 말뚝직경에 대한 말뚝침하의 비가 커질수록 약한 기울기로 비례하여 감소하였고 말뚝의 선단지지력은 말뚝간 이격거리가 멀어질수록 거의 선형적으로 약간 감소하는 경향을 보이지만 그 변화량은 크지 않았다.

본 연구에서는 균질한 모래지반에서 실험을 통해 무리말뚝의 선단지지거동을 측정하였으며, 말뚝의 주변마찰저항의 영향을 고려한 말뚝의 복합지지거동에 대한 선단지지거동은 차후에 규명해야 할 것이다. 아울러 점성토와 불균질한 지반에 대한 연구도 이루어져야할 것이다.