1. 서 론

1990년대에 건설현장의 소음 및 진동이 사회 문제로 대두되어 이를 최소화하기 위한 매입말뚝공법이 개발되었으며, 최근 국내에서는 대부분의 도심지 현장에서 깊은기초 시공 시 매입말뚝공법이 채택되고 있다(Hong and Chai, 2007; Cho, 2010; Woo et al., 2016; Park et al., 2018). 가장 대표적인 매입말뚝공법인 SDA(Separated Doughnut Auger) 공법의 시공과정을 Fig. 1에 나타내었다. SDA 공법은 Fig. 1(a)와 같이 상호 역회전하는 내부오거와 외부케이싱을 사용하여 지반을 선굴착하는 것으로 시작된다. Fig. 1(b)와 같이 굴착공이 풍화암 등의 설계심도에 도달하면 Fig. 1(c)와 같이 내부오거를 인발하고, Fig. 1(d)와 같이 기성말뚝을 삽입한다. 이후 외부케이싱 또한 인발하고 말뚝과 공벽 간의 공간에 시멘트풀을 주입하며(Fig. 1(e)) Fig. 1(f)와 같이 마무리 경타 등으로 시공을 마무리한다(Hong and Chai, 2003; Hong and Chai, 2007). 이 때 외부케이싱의 직경은 일반적으로 말뚝의 직경보다 50~100mm 크며, 매입말뚝의 주면마찰력은 주입된 시멘트풀의 양생으로 발현된다(Hong and Chai, 2007; Woo et al., 2016).

Fig. 1.

Embedded pile construction process by Separated Doughnut Auger (SDA) method: (a) boring with inner auger and outer casing; (b) reaching weathered rocks; (c) pulling out inner auger; (d) inserting precast pile; (e) injecting cement paste and pulling out outer casing; (f) tapping with a drop hammer

항타말뚝과 마찬가지로 매입말뚝의 지지력을 검증하기 위하여 동재하시험과 정재하시험이 주로 수행된다. 특히 동재하시험은 정재하시험에 비하여 시간이 적게 들고 경제적이며 시험 시 말뚝의 시공품질 또한 평가할 수 있으므로 대다수의 현장에서 채택되고 있다(Seo et al., 2015; Woo et al., 2016; Park, 2017; Park et al., 2018). 매입말뚝의 동재하시험으로는 Fig. 1(f)와 같은 시공 마무리 단계 시 경타로 수행되는 초기항타시험과 시멘트풀이 충분히 양생되어 주면마찰력이 발휘된 이후에 수행하는 재항타시험이 있다(ASTM, 2017; Woo et al., 2016; Park, 2017). 초기항타시험은 시멘트풀의 양생 이전에 수행되므로 주면마찰력이 거의 발현되지 않으며(Park et al., 2004; Hong and Chai, 2007; Park, 2017; Park et al., 2018), 이 때 평가되는 지지력의 대부분은 선단지지력이다(Fig. 2(a)). 반면에 재항타시험은 주면마찰력의 발현 이후 수행되며, Fig. 2(b)와 같이 항타에너지가 말뚝 선단에 도달하지 못하여 선단지지력이 충분히 발휘되지 않기 때문에 선단지지력의 확인이 어려운 문제가 있다(Hong and Chai, 2007; Cho, 2010; Park, 2017; Park et al., 2018).

Fig. 2.

Comparison of capacity behaviors of an embedded pile during: (a) end of initial driving test; (b) restrike test

동재하시험으로 매입말뚝의 지지력을 평가할 때 초기항타시험에서는 주면마찰력, 재항타시험에서는 선단지지력이 확인되지 않는 것을 극복하기 위하여 다수의 선행연구가 수행되었다. Park et al.(2018)은 매입말뚝공법으로 시공된 강관말뚝에 대하여 동재하 및 정재하시험으로 평가된 지지력을 비교분석하고, 동재하시험 결과를 정재하시험에 근접시키기 위하여 새로운 안전율을 제안하였다. Park(2017)은 매입말뚝공법으로 시공된 PHC(Pretensioned High spun Concrete) 말뚝에 대하여 초기항타시험으로 평가된 선단지지력과 재항타시험으로 평가된 주면마찰력을 더하여 전체지지력을 산정하는 수정 동재하지지력 이론을 제안하였다. 하지만 선행 연구들은 말뚝기초의 지지력을 산정할 때 필수적인 하중-침하량 곡선을 제시할 수 없다는 한계가 있다.

본 연구에서는 매입말뚝의 초기항타 시 선단거동과 재항타 시 주면거동을 모두 반영하는 새로운 하중-침하량 곡선을 제안하고자 하였다. SDA공법으로 시공된 시험말뚝 3본에 대하여 초기항타 및 재항타시험을 수행하였으며, CAPWAP(CAse Pile Wave Analysis Program)을 통하여 각 말뚝의 하중-침하량 곡선과 말뚝 내 하중전이분포를 구하였다. 각 말뚝의 초기항타 시 선단에서의 하중-침하량 곡선과 재항타 시 주면 거동을 조합하여 두부에서의 하중-침하량 곡선을 새롭게 계산할 수 있었다. 본 논문에서 제안된 분석법의 합리성 및 적용성을 검증하기 위하여 각 말뚝 별로 조합된 하중-침하량 곡선을 계산하여 지지력을 산정하고 이를 초기항타 및 재항타 시의 결과와 비교 및 고찰하였다.

2. 선행연구

2.1 초기항타 및 재항타시험 결과 조합에 관한 연구

동재하시험이 개발된 후 전세계적으로 사용량이 증가하고 시험법이 개선되어 도입 초기에 비하여 시험결과의 신뢰도가 향상되었다. 그 결과, 항타말뚝에 수행된 재항타시험의 경우 정재하시험에 근접한 지지력 결과가 도출되는 것으로 알려져 있다(Goble et al., 1980; Likins et al., 1996; Likins and Rausche, 2004; Murakami, 2019; Rausche, 2019). 선행연구에 의하면 동재하시험과 정재하시험의 결과를 최대한 일치시키기 위해서는 시험이 수행된 시점이 같아야 하며 시험 시 정적지지력이 완전히 발휘되어야 한다고 알려져 있다(Likins et al., 1996; Likins and Rausche, 2004). 즉, 정재하시험이 수행된 말뚝은 파괴에 도달하여야 하며 동재하시험 시 말뚝의 최종관입량이 2.5mm/blow 이상이어야 한다(Park, 2000; Park, 2017; Rausche, 2019). 또한 Hong and Chai(2007), Kim and Yea(2013)는 동재하시험 결과를 정재하시험으로 검증할 때 두 시험 결과의 하중-침하량 곡선을 반드시 비교해야 한다고 하였다. 특히 Park(2000)은 항타말뚝의 동재하시험 결과를 CAPWAP으로 분석하여 산정된 하중-침하량 곡선에 Davisson 항복기준으로 평가한 허용지지력이 정재하시험 결과와 가장 유사하다고 하였다.

국내에서는 매입말뚝공법이 가장 많이 이용되며, 매입말뚝의 주면마찰력은 시공 시 주입된 시멘트풀의 양생으로 발현되므로 항타말뚝의 시간효과(set-up)와는 차이가 있다. 그러므로 말뚝기초의 동재하시험에 대한 KS 표준(Korean Agency for Technology and Standards, 2019)에 매입말뚝의 재항타시험은 시간 경과에 따른 선단지지력 및 주면마찰력의 증감을 고려하기 위하여 시멘트풀 양생 이후 실시해야 한다고 명시되어 있다. 또한 구조물기초설계기준 해설(Korean Geotechnical Society, 2018)에 의하면 말뚝기초에 재하시험 수행 시 지지거동과 실제 상부구조물이 건축된 이후의 지지거동이 상이할 경우 선단지지력과 주면마찰력을 분리하여 측정하는 것이 요구된다. 이 때 지식과 경험이 충분한 기술자에 의해 동재하시험이 실시 및 분석된다면 선단지지력과 주면마찰력을 분리할 수 있다(Korean Geotechnical Society, 2018).

초기항타시험의 선단지지력과 재항타시험의 주면마찰력을 합하여 재항타 이후의 지지력으로 산정하는 방법이 제안된 바 있다(Korean Geotechnical Society, 1997; Cho, 2010). 또한 말뚝기초 시공 후 시간이 경과함에 따라 재하시험을 수차례 수행하고 선단지지력과 주면마찰력을 분리 및 합하여 분석한 다수의 선행연구가 존재한다. 대표적인 연구로써 Park(2017)은 매입말뚝공법으로 시공된 PHC 말뚝에 대하여 동재하 및 정재하시험을 수행하고 결과를 비교분석하는 과정에서 수정 동재하지지력 이론을 제안하였다. 수정 동재하지지력이란 초기항타시험으로 평가된 선단지지력과 재항타시험으로 평가된 주면마찰력의 합이며 Hussein et al.(2002)에 의하여 항타말뚝에도 적용된 바 있다. 수정 동재하지지력 이론을 매입말뚝에 적용한 결과, 산정된 지지력은 정재하시험 결과에 근접한 것으로 나타났다(Park, 2017). 그러나 수정 동재하지지력은 말뚝기초의 하중-침하량 곡선을 산정하지 못한다는 한계가 있다.

2.2 하중-침하량 곡선 계산에 관한 연구

Coyle and Reese(1966)는 말뚝기초의 하중-침하량 곡선을 계산할 수 있는 이론을 제안한 바 있다. Fig. 3과 같이 말뚝을 일정 간격의 부분(Segment)으로 나누었을 때 각 부분의 최상단, 즉 두부에서의 하중-침하량 곡선이 존재한다. 말뚝 두부에 하중이 재하되었을 때 각 부분 두부에 전달되는 하중은 Fig. 3과 같이 P₁, P₂, … P_N이며 이를 말뚝 깊이에 따라 도시한 것이 말뚝 내 하중전이곡선이다. 각 부분 별 작용하는 하중에 따른 총 침하량을 s₁, s₂, … s_N으로 나타낼 수 있고, 총 침하량은 말뚝의 탄성변형으로 발생하는 탄성변위(δ₁, δ₂, … δ_N)와 이 탄성변위를 제한 순 침하량(n₁, n₂, … n_N)으로 나눌 수 있다. 두부에 재하된 하중 P₁이 말뚝 최상단의 첫번째 부분(Segment 1) 두부에 전달되고, 첫번째 부분은 총 침하량 s₁만큼 침하한다. 이 때 전달된 하중 P₁과 말뚝의 탄성계수, 단면적으로 탄성변위 δ₁을 계산할 수 있으며, s₁과 δ₁의 차이인 n₁만큼 첫번째 부분이 순 침하한다. Fig. 3과 같이 말뚝의 첫번째 부분이 순 침하한만큼 두번째 부분(Segment 2)이 총 침하하며(n₁=s₂), 두 번째 부분의 총 침하량 또한 탄성변위(δ₂)와 순 침하량(n₂)으로 나눌 수 있다. 즉, 말뚝의 n-1번째 부분의 순 침하량이 n번째 부분의 총 침하량과 같은 관계(n_n-1=s_n)가 연속적으로 반복되고, 말뚝의 최하단부인 N번째 부분의 순 침하량(n_N)만큼 말뚝의 선단이 침하하며 이는 곧 말뚝의 선단침하량(s_B)이다.

Fig. 3.

Schematic drawing of settlement behavior. δ_N, n_N, and s_N denote the elastic shortening, net settlement, and total settlement of the Nth pile segment. s_B is the settlement of the pile base

Fig. 3에 나타낸 이론을 이용하여 말뚝기초의 하중-침하량 곡선을 산정하는 다수의 연구가 수행되었으며, 대표적으로 Lee and Park(2008)은 현장타설말뚝의 양방향재하시험 결과 분석 시 Coyle and Reese(1966)의 이론을 사용한 바 있다. 양방향재하시험 결과를 해석함에 있어 재하시험장치(Osterberg cell)가 설치된 지점과 말뚝 두부 간의 탄성변위가 고려되지 않아 산정된 두부에서의 하중-침하량 곡선이 정재하시험 결과와 상이한 문제가 있었다. Lee and Park(2008)은 시험말뚝의 재하하중 단계 별 하중전이분포를 가정하고 말뚝 각 부분의 탄성변위를 계산하여 말뚝 두부에서의 등가 하중-침하량 곡선을 산정하였다. 산정된 등가 하중-침하량 곡선은 기존의 결과보다 정재하시험에 훨씬 근접하는 것으로 나타났다.

3. 분석 개요

3.1 시험말뚝

본 연구에서는 현장 시공된 시험말뚝 3본에 대하여 ASTM D4945(ASTM, 2013)에 근거한 동재하시험을 수행하고, 초기항타 및 재항타시험 결과를 조합하는 새로운 하중-침하량 곡선을 제안하였다. 분석을 위해 시공된 시험말뚝 TP-1, TP-2, TP-3에 대한 내용을 Table 1에 정리하였다. TP-1은 의정부 민락지구, TP-2는 평택 동삭도시 개발구역, TP-3은 아산 탕정지구의 아파트 단지 현장에서 각각 시공되었다. 시험말뚝은 모두 SDA공법으로 시공되었으며, 시공 시 마무리 경타로 초기항타시험이 수행되었다. 또한, 시공 시 주입된 시멘트풀이 충분히 양생되었다고 생각되는 8~12일 경과 후 재항타시험을 수행하였다. 직경 600mm의 PHC 말뚝이 시험말뚝으로 사용되었고 굴착 시 사용된 외부케이싱의 외경 및 내경은 각각 711mm, 667mm였으며 말뚝 길이는 10.1~17.2m로 다양하였다. 동재하시험 시 램 중량 58.9~68.7kN의 드롭해머를 사용하였으며, 항타고와 그에 따른 항타에너지(EMX)를 Table 1에 나타내었다. TP-1, TP-3의 경우 초기항타 및 재항타 시 동일한 드롭해머를 사용하되 항타고를 2배 증가시켜 항타에너지 또한 약 72~87% 증가하였다. 이에 비해 TP-2의 경우 재항타시험에 사용된 드롭해머의 램 중량이 초기항타 시보다 다소 작았지만 낙하고를 증가시켜 항타에너지가 약간 증가된 상태였다. 동재하시험 시 관입량의 경우 대부분 1.0~3.2mm 정도였으나 TP-3의 재항타 시 11.0mm로 크게 나타났다. 기성 콘크리트 말뚝의 허용 압축 항타응력은 콘크리트의 압축강도(본 연구에서 사용된 A종 PHC말뚝의 경우 80MPa)의 60%에 해당하는 48MPa이다(Korean Geotechnical Society, 2018). 항타 시 말뚝에 작용된 최대 응력(CSX)은 27.1~49.6MPa로 PHC말뚝의 허용 압축 항타응력인 48MPa 이하였으므로 말뚝의 손상 없이 경타가 가능하였다. 또한 재항타 시 선단지지력이 검증되려면 항타 시 말뚝 선단부에 작용된 응력(CSB)이 30MPa 이상이어야 하는 것으로 알려져 있다(Park, 2017). 그러나 본 연구에서 수행된 동재하시험 결과, 말뚝 선단부에 작용된 응력의 범위는 24.3~54.1MPa로 나타나 선단지지력이 충분히 검증되지 않는 경우도 존재하였다. 특히 TP-2, TP-3의 경우 초기항타 시보다 재항타 시 말뚝 선단부에 작용된 응력이 감소하여 선단지지력이 작게 평가될 것으로 예상되었다.

본 연구에서 사용된 시험말뚝 인근에서 표준관입시험이 수행되었으며 관입심도에 따른 N값의 분포를 Fig. 4에 나타내었다. TP-1의 지반조사 결과인 Fig. 4(a)를 보면 지표면으로부터 3m 까지는 퇴적층, 그 이하에는 풍화토가 분포하며, 풍화토층의 경우 심도가 증가함에 따라 N값이 대체로 선형적으로 증가하는 경향을 보인다. TP-1의 선단이 위치하는 10.1m 심도에서의 N값은 50/13~50/12로 나타났다. TP-2의 경우, 6.5m 심도까지의 지반은 6/30~9/30의 연약한 퇴적층이며 6.5~16m 심도의 지반은 풍화토로 나타났다(Fig. 4(b)). Fig. 4(b)를 보면 TP-2가 시공된 지반의 경우 9m 심도부터 N값이 급증하며 TP-2의 선단은 50/3 정도의 풍화암층에 근입되었다. 마지막으로 TP-3은 Fig. 4(c)를 보면 알 수 있듯이 5.5m 심도까지는 매립층, 10m 심도까지는 풍화토, 그 이하의 지반은 풍화암으로 나타났으며 매립층의 N값이 4/30~5/30로 매우 작았다. 또한 TP-3의 선단은 N값이 50/13~50/11인 풍화암에 시공되었다. TP-1의 지반조사 결과인 Fig. 4(a)를 보면, Fig. 4(b), 4(c)에 각각 나타낸 TP-2, TP-3과 비교하였을 때 말뚝 상부가 위치한 7m 심도까지의 N값이 상대적으로 큰 것을 알 수 있다. 또한 TP-2의 경우 상부 지반은 비교적 N값이 작은 것에 반하여 9m 심도 이하의 지반의 N값이 크므로 말뚝 하부의 주면마찰력과 선단지지력이 클 것으로 예상되었다. 마지막으로 TP-3은 말뚝 상부가 위치한 매립층, 선단이 위치한 풍화암층의 N값이 다른 시험말뚝들이 시공된 지반에 비하여 작으므로 주면마찰력 및 선단지지력 또한 상대적으로 작을 것으로 예상되었다.

Fig. 4.

Standard Penetration Test (SPT) N values according to depths near: (a) TP-1; (b) TP-2; (c) TP-3

TP-1, TP-2, TP-3의 초기항타 및 재항타시험 시 말뚝 두부에 설치된 변형율계와 가속도계로 측정된 힘과 속도 파형을 각각 Fig. 5(a), 5(b), 5(c)에 나타내었다. Fig. 5(a)의 좌측에 나타낸 초기항타시험으로 측정된 힘과 속도 파형과 우측에 나타낸 재항타시험 결과를 비교하면, 재항타 시 힘 파형이 속도 파형보다 급증하는 것을 보아 주면마찰력이 크게 발휘되는 것을 알 수 있다. 이러한 주면마찰력 증가는 Fig. 5(b), Fig. 5(c)에 각각 나타낸 TP-2, TP-3에서도 나타나지만, 힘과 속도 파형의 차이는 TP-1보다 작으므로 주면마찰력의 증가율은 TP-1이 가장 클 것으로 예상된다. Fig. 5의 힘과 속도 파형을 PDA(Pile Driving Analyzer)로 분석하여 Case 방법에 따른 지지력(RMX)을 산정할 수 있었으며(Pile Dynamics Inc., 2015) 이를 Table 1에 정리하였다. Table 1에 나타내었듯이 TP-1의 경우 초기항타시험으로 산정된 지지력은 2,973kN인 것에 비하여 재항타시험 결과는 3,198kN으로 7.6% 증가하였으며, TP-2은 7,255kN에서 7,963kN으로 9.8%, TP-3은 4,042kN에서 4,130kN으로 2.2% 증가하였다. Fig. 5를 통하여 예측하였듯이 TP-3의 초기항타 대비 재항타 시의 지지력 증가가 가장 미미하였다.

Fig. 5.

Measured force and velocity waveforms resulted from dynamic pile tests of: (a) TP-1; (b) TP-2; (c) TP-3. Z denotes the impedance of the pile

3.2 CAPWAP 분석

동재하시험 시 PDA로 측정한 힘과 속도 파형(Fig. 5)을 CAPWAP(CAse Pile Wave Analysis Program)을 이용하여 분석하였다. CAPWAP 분석을 통하여 시공된 말뚝의 정재하시험을 모사할 수 있으며(Likins et al., 1996; Likins and Rausche, 2004; Rausche et al., 2010; Pile Dynamics Inc., 2014), 본 연구에서 수행된 CAPWAP 분석 시 입력된 지반조건을 Table 2에 정리하였다. 사질토 지반에 시공된 말뚝의 선단부 댐핑상수(Toe damping factor, ST) 추천값은 0.25~0.50s/m, 선단부 탄성변형량(Toe quake, QT)은 D/120~D/50(D는 말뚝 직경이며 본 연구에서는 D=600mm 적용), 주면부 댐핑상수(Shaft damping factor, SS)는 0.16~0.65s/m, 주면부 탄성변형량(Shaft quake, QS)은 2.0~2.54mm이다(Pile Dynamics Inc., 2014; Chun and Cho, 1999). 그러나 이 추천값들은 항타말뚝을 기준으로 함을 유의하여야 한다. 매입말뚝의 경우, 저항력이 발휘됨에 있어 지반의 물성치 외에도 시공 조건에 큰 영향을 받기 때문에 일반적으로 CAPWAP 분석 시 지반조건 값의 편차가 크다. 최근에 수행된 동재하시험의 분석자료(Unicorn Technical Institute, 2016; Unicorn Technical Institute, 2017)에서 사용된 CAPWAP에서의 선단 및 주면부에서의 댐핑상수와 탄성변형량을 Table 2에 나타내었다. Table 2를 보면 항타말뚝 분석을 기준으로 한 지반조건의 추천값보다 매입말뚝 분석 시 실사용된 값의 범위가 현저히 큰 것을 알 수 있다. Table 2를 보면 본 분석에 사용된 시험말뚝의 SS는 0.08~0.66s/m, ST는 0.11~0.43s/m였으며, QT는 6.8~26.6mm, QS는 1.0~6.2mm였다. Seo et al.(2015)에 의하면 일반적으로 매입말뚝의 탄성변형량은 항타말뚝보다 크며 특히 QT는 PDI사의 추천값(Pile Dynamics Inc., 2014)보다 훨씬 큰 값을 가진다.

CAPWAP 분석 시 입력된 지반조건을 통하여 가정된 말뚝 선단에서의 하중-침하량 곡선과 말뚝의 하중전이분포를 이용하여 Fig. 3과 같은 과정으로 말뚝 두부에서의 하중-침하량 곡선이 계산된다. CAPWAP 분석의 결과로써 도출된 말뚝 두부 및 선단에서의 하중-침하량 곡선과 주면마찰력과 탄성변위 간 관계를 Fig. 6에 나타내었다. 또한 초기항타와 재항타 시 최대 저항력으로 산정된 전체지지력, 선단지지력, 주면마찰력을 Table 3에 정리하였다.

Fig. 6.

Load-settlement curves resulted from dynamic pile tests of: (a) TP-1; (b) TP-2; (c) TP-3

TP-1의 초기항타 시 하중-침하량 곡선을 나타낸 Fig. 6(a)의 좌측 그래프를 보면, 주면의 저항력이 매우 미미하여 말뚝에 가해지는 하중 대부분을 선단이 지지하는 것을 알 수 있다. 특히 각 하중-침하량 곡선의 종료지점인 최대저항력을 기준으로 하면, 전체지지력이 3,162kN일 때 선단지지력은 3,090kN, 주면지지력이 73kN으로 전체지지력 중 선단지지력 분담율이 98%에 달한다. 이는 시공 시 말뚝과 공벽 간에 주입된 시멘트풀이 양생되기 전에 수행된 초기항타시험의 경우 주면마찰력이 거의 발현되지 않기 때문이다(Park et al., 2004; Hong and Chai, 2007; Park, 2017; Park et al., 2018). 반면에 TP-1의 재항타시험 결과인 Fig. 6(a)의 우측 그래프를 보면 초기항타시험 결과와 비교하여 말뚝 주면에 작용하는 저항력이 크게 증가한 것을 알 수 있다. 각 하중-침하량 곡선의 최대저항력을 비교하면 TP-1의 재항타 시 전체지지력은 4,226kN이며, 이 때 주면마찰력이 1,701kN으로 초기항타 시보다 23배 증가하여 전체지지력 증가는 주면마찰력 증가에 기인하는 것으로 나타났다. 다만 재항타시험으로 산정된 선단지지력이 초기항타시험의 결과보다 작은 것은 선단지지력이 실제로 감소한 것이 아니며, 재항타 시 주면마찰력의 증가로 항타에너지가 말뚝 선단에 충분히 도달하지 못하여 선단지지력이 적게 발휘되었기 때문이다(Hong and Chai, 2007; Cho, 2010; Park, 2017; Park et al., 2018).

TP-2의 결과인 Fig. 6(b)에서 초기항타시험 결과를 나타낸 좌측 그래프와 재항타시험 결과인 우측 그래프를 비교하면 전체지지력이 7,257kN에서 8,171kN으로 증가한 것을 알 수 있다. TP-2도 TP-1과 마찬가지로 초기항타시험의 경우 주면마찰력이 259kN으로 작게 산정되었지만 재항타시험 시에는 주면마찰력이 3,962kN으로 15배 증가하였다. 특히 TP-2의 경우 초기항타 시 평가된 선단지지력이 6,998kN이었으나 재항타 시 주면마찰력이 크게 증가하여 선단지지력은 4,208kN으로 저평가되었다.

TP-3의 경우 초기항타 및 재항타시험으로 평가된 전체지지력이 각각 3,972kN, 4,174kN으로 큰 차이가 없었다(Fig. 6(c)). 그러나 Fig. 6(c)의 좌측 그래프와 우측 그래프에 나타낸 주면 거동을 비교하면 초기항타시험으로 평가된 주면마찰력은 125kN이지만 재항타시험 결과는 889kN으로 7배 증가하였다. 즉, 초기항타 및 재항타 시 평가된 전체지지력이 유사하여도 시공 후 시멘트풀이 양생됨에 따라 말뚝기초의 선단지지력 분담율은 감소하며 주면마찰력 분담율은 증가하는 것을 보여준다.

3.3 조합된 하중-침하량 곡선

시공 중 주입된 시멘트풀로 주면마찰력이 발현되는 매입말뚝 특성 상, 실제 상부구조물이 건축되어 하중이 재하될 때 말뚝기초의 거동은 선단지지력의 경우 초기항타 시와 유사할 것이며 주면마찰력은 재항타 시와 유사할 것이다(Park, 2017). 따라서 본 분석을 수행할 때 말뚝의 선단 거동인 선단에서의 하중-침하량 곡선은 초기항타시험의 결과와 같고 주면 거동인 말뚝 내 하중전이분포는 재항타시험 결과와 같다고 가정하였으며, 이는 Fellenius and Massarsch(2008)도 제안한 바 있다. 또한 Fellenius and Terceros(2014)는 동재하시험으로 분석된 말뚝 내 하중전이분포가 실제 하중전이분포라 할 수 있는 정재하시험 결과와 유사하다고 보고하였다. 본 분석을 위하여 가정된 하중전이분포를 산정하는 과정을 Fig. 7에 나타내었다. 초기항타 시의 하중전이분포를 의미하는 Fig. 7의 첫 번째 그래프를 보면 초기항타시험으로 산정된 전체지지력(Q_E)은 선단지지력(Q_BE)과 주면마찰력(Q_SE)의 합이다(Q_E=Q_BE+Q_SE). 재항타시험의 전체지지력 또한 선단지지력과 주면마찰력의 합으로 나타낼 수 있다(Q_R=Q_BR+Q_SR). Fig. 7을 보면, 각 말뚝 별로 새롭게 가정된 하중전이분포는 재항타시험의 분포와 형상이 같되 최하단점이 의미하는 선단지지력은 초기항타시험의 값과 일치하는 것을 알 수 있다. 즉, 재항타시험으로 평가된 하중전이분포를 초기항타 시 선단지지력과 재항타 시 선단지지력의 차이만큼 우측으로 평행이동 한 것이다. 그러므로 본 연구에서 제안된 하중전이분포로 산정된 전체지지력(Q_C)은 초기항타시험으로 산정한 선단지지력(Q_BE)과 재항타시험으로 산정한 주면마찰력(Q_SR)의 합으로 나타낼 수 있다(Q_C=Q_BC+Q_SC=Q_BE+Q_SR).

Fig. 7.

Schematic drawing of the load transfer curve of the combined method

본 연구에서의 TP-1, TP-2, TP-3의 초기항타 및 재항타시험으로 산정된 말뚝 내 하중전이곡선과 분석을 위하여 가정된 하중전이곡선을 Fig. 8(a), 8(b), 8(c)에 각각 나타내었다. Fig. 8을 보면 TP-1, TP-2, TP-3 모두 초기항타 시 말뚝의 하중전이분포는 말뚝 방향과 평행한 일(一)자 형태이므로 주면마찰력이 거의 작용하지 않는 것을 알 수 있다. 그러나 재항타시험으로 산정된 하중전이분포를 비교하면, 먼저 Fig. 8(a)에 나타낸 TP-1의 경우 Table 3에 정리하였듯이 전체지지력(4,226kN)에서 주면마찰력(1,701kN)이 차지하는 비율이 약 40.3%이고 말뚝 상부에서의 하중전이분포가 급변하는 것으로 보아 주면마찰력이 대부분 말뚝 상부에 작용한 것을 알 수 있다. 이에 비해 Fig. 8(b)과 Table 3을 보면 TP-2에 수행한 재항타시험의 경우 전체지지력 8,171kN 중 주면마찰력인 3,962kN이 분담하는 비율은 약 48.5% 였고 주면마찰력이 대부분 말뚝 하부에 분포하였다. 마지막으로 Fig. 8(c)에 나타낸 TP-3의 경우 TP-1, TP-2와 비교하였을 때 전체지지력인 4,174kN 중 주면마찰력이 889kN으로 분담율이 상대적으로 적은 21.3%였다(Table 3). 또한 Fig. 8(c)를 보면 알 수 있듯이 TP-3의 재항타 시 하중전이분포는 선형 형태이므로 말뚝 전 구간에 작용하는 주면마찰력이 일정하다고 판단된다. 일반적으로 시멘트풀 양생 이후에 수행되는 동재하시험의 경우, 항타에너지 부족으로 선단지지력 뿐만 아니라 하부 주면마찰력까지 작게 평가되는 Fig. 8(a)와 같은 경향이 대다수이다. 그러므로 Fig. 7과 같은 과정을 통하여 가정된 말뚝의 하중전이분포는 말뚝의 지지력을 과대평가하는 것이 아니며, 여전히 보수적으로 산정하는 것으로 판단된다. Fig. 8의 말뚝 내 하중전이분포를 이용하여 Fig. 3에서의 말뚝의 각 부분(Segment) 별 총 침하량과 탄성변위, 순 침하량을 구할 수 있었으며 최종적으로 초기항타시험과 재항타시험 결과가 조합된 말뚝 두부에서의 하중-침하량 곡선을 새롭게 계산할 수 있었다.

Fig. 8.

Load transfer curves of the combined method in: (a) TP-1; (b) TP-2; (c) TP-3

4. 결과 및 고찰

Fig. 6의 선단에서의 하중-침하량 곡선과 Fig. 8의 말뚝 내 하중전이곡선을 조합하여 계산된 TP-1의 두부에서의 하중-침하량 곡선을 Fig. 9에 나타내었다. 초기항타시험, 재항타시험, 새로운 분석법으로 산정된 지지력을 비교하기 위하여 Fig. 9에 나타낸 조합된 하중-침하량 곡선의 최대저항력 값으로 산정된 전체지지력 값을 Table 3에 나타내었다. 이 때 각 전체지지력을 구성하는 선단지지력 및 주면마찰력과, 전체지지력에서 선단지지력 및 주면마찰력이 차지하는 분담율 또한 Table 3에 정리하였다. 또한 비교를 위하여 초기항타 및 재항타시험의 결과로써 산정된 지지력 대비 조합된 하중-침하량 곡선으로 산정된 지지력의 변화율을 Table 4에 정리하였다.

4.1 TP-1

Table 3의 최대저항력으로 산정한 전체지지력을 보면, TP-1의 초기항타시험 결과는 3,162kN, 재항타시험 결과는 4,226kN인 것에 비하여 본 연구에서 제안한 분석법으로 산정된 전체지지력은 4,791kN으로 초기항타 및 재항타시험 결과보다 각각 51.5%, 13.4% 증가하였다(Table 4). 이 때 분석된 전체지지력 값 중 선단지지력은 초기항타 시와 동일한 3,090kN, 주면마찰력은 재항타 시와 동일한 1,701kN이다. 분석된 전체지지력이 초기항타 시의 선단지지력과 재항타 시의 주면마찰력의 합이라는 점에서는 선행연구(Hussein et al., 2002; Park, 2017)와 유사하지만 본 연구는 Fig. 9와 같은 하중-침하량 곡선을 산정할 수 있다는 점에서 의의가 있다.

Fig. 9.

Load–settlement curves at pile heads of: (a) TP-1; (b) TP-2; (c) TP-3

하중-침하량 곡선을 도시할 수 있으므로 Davisson 방법(Davisson, 1972)으로 전체지지력을 구할 수 있었으며 이를 Table 3에 정리하였다. Davisson 방법으로 산정한 전체지지력은 초기항타 시 1,481kN, 재항타 시 2,983kN, 본 분석법의 경우 3,337kN으로 나타났다. Table 4에 정리하였듯이 조합된 하중-침하량 곡선으로 산정된 TP-1의 전체지지력은 초기항타시험 결과보다 125.4%, 재항타시험 결과보다 11.9% 증가하였다. 즉, 초기항타 및 재항타시험을 수행하고 본 연구에서 제안한 하중-침하량 곡선을 이용한다면 보다 더 경제적인 설계 및 시공이 가능할 것으로 판단된다. 또한 본 분석 시 가정한 말뚝 내 하중전이분포(Fig. 7)는 초기항타 및 재항타시험보다 말뚝기초의 실제 거동과 유사하므로 본 분석법은 합리적인 것으로 사료된다.

4.2 TP-2

TP-2의 분석결과인 Fig. 9(b)를 보면 초기항타시험으로 산정된 최대지지력은 7,257kN, 재항타시험 결과는 8,171kN으로 약 12.6% 증가하였다. Table 1에 나타내었듯이 TP-1, TP-3의 경우 초기항타 시보다 재항타 시 해머낙하고를 높여 항타에너지를 약 72~87% 증가시켰으나, TP-2는 초기항타 시 사용된 드롭해머의 램 중량은 68.7kN, 재항타 시 58.9kN으로 오히려 감소하였다. 이로 인해 TP-2에 수행된 초기항타 시 항타에너지는 101.7kJ, 재항타 시의 항타에너지는 115.9kJ로 큰 차이가 없었으며, TP-2의 선단지지력은 최대저항력 기준으로 초기항타시험 결과인 6,998kN에 비하여 재항타 시 4,208kN으로 크게 감소하였다(Table 3). 이는 초기항타 시보다 주면마찰력이 증가한 재항타 시에는 항타에너지가 충분하지 않을 경우 선단지지력이 제대로 발휘되지 않기 때문이다(Hong and Chai, 2007; Cho, 2010; Park, 2017; Park et al., 2018). 따라서, TP-2의 경우 본 분석법의 효과가 극대화되었으며, 최대저항력으로 산정한 재항타시험의 전체지지력은 8,171kN으로 나타났으나 본 분석법으로는 10,960kN으로 34.1% 증가하였다(Table 4).

TP-2는 Fig. 9(b)와 같이 재항타 시 하중-침하량 곡선이 Davisson 항복 기준에 도달하지 못하였으나, 본 분석법을 사용함으로써 하중-침하량 곡선을 연장시켜 이를 극복할 수 있었다. 본 연구에서 조합된 하중-침하량 곡선에 Davisson 항복 기준을 적용하여 구한 전체지지력은 10,846kN으로, 이는 Table 4에 나타내었듯이 초기항타시험으로 산정된 전체지지력인 6,077kN보다 78.5% 증가한 값이다.

4.3 TP-3

TP-3의 시험결과인 Fig. 9(c)를 보면, 초기항타 및 재항타 시 하중-침하량 곡선의 최대저항력에서 산정된 전체지지력은 각각 3,972kN, 4,174kN으로 차이가 미미한 것을 알 수 있다. Table 3에 나타내었듯이 초기항타시험으로 평가된 주면마찰력은 125kN, 재항타시험으로 평가된 주면마찰력은 889kN으로 764kN 증가하였으나, 선단지지력은 3,847kN에서 3,284kN으로 563kN 감소하였기 때문이다. TP-3의 초기항타 및 재항타시험 결과 역시 TP-1, TP-2와 마찬가지로 시멘트풀 양생으로 주면마찰력은 증가하였으나 항타에너지 부족 등으로 선단지지력은 적게 평가된 것으로 판단된다.

TP-3의 경우 Davisson 항복기준과 교차하는 점이 거의 일치하는 것으로 나타났다(Fig. 9(c)). Table 3에 정리한 Davisson 방법으로 산정한 전체지지력 값을 비교하였을 때, 초기항타시험의 경우 2,011kN, 재항타시험의 경우 2,106kN으로 거의 유사한 것을 알 수 있다. 이 때 Fig. 9(c)에 나타내었듯이 본 연구에서 제안한 조합된 하중-침하량 곡선의 경우 초기항타 및 재항타시험 결과와 차이를 보였으며, Davisson 방법으로 산정된 전체지지력은 2,848kN으로 재항타시험의 결과보다 35.2% 정도 증가하였다(Table 4). 그러므로, TP-3과 같이 재항타시험으로 산정된 전체지지력이 초기항타시험 결과에 비하여 증가가 미미할 때 본 분석법의 적용이 유리할 것으로 생각된다.

5. 요약 및 결론

본 연구에서는 매입말뚝의 초기항타시험과 재항타시험 결과를 조합하여 새로운 하중-침하량 곡선을 산정하고자 하였다. 현장에 직경 600mm, 길이 10.1~17.2m인 3본의 시험말뚝인 TP-1, TP-2, TP-3을 SDA(Separated Doughnut Auger) 공법으로 시공하였다. 사용된 굴착장비의 외부케이싱의 외경 및 내경은 각각 711mm, 667mm였다. 말뚝 시공 시 초기항타시험을 수행하였고, 시공으로부터 8~12일 경과한 후에 말뚝 주면에 주입된 시멘트풀이 충분히 양생되었다고 판단되어 재항타시험을 수행하였다. 동재하시험 시 측정된 힘과 속도 파형을 CAPWAP으로 분석하여 정재하시험을 모사한 말뚝 두부 및 선단에서의 하중-침하량 곡선과 말뚝 내 하중전이분포를 구할 수 있었다. 재항타 시 말뚝의 전체지지력에서 주면마찰력이 차지하는 비율은 TP-1, TP-2, TP-3 순이었으며, TP-1의 경우 상부 주면마찰력이 컸고, TP-2는 하부 주면마찰력이 컸으며 TP-3의 주면마찰력 분포는 말뚝 전 구간에 일정하였다. 초기항타시험과 재항타시험 결과를 조합한 하중-침하량 곡선을 계산하기 위하여 선단지지력은 초기항타 시와 동일하고 주면마찰력 분포는 재항타 시와 같은 형태를 가지는 하중전이곡선을 가정하였다. 가정된 말뚝 내 하중전이분포를 이용하여 말뚝 두부에서의 하중-침하량 곡선을 새롭게 계산하였으며 지지력을 산정할 수 있었고, 이를 초기항타 및 재항타시험 결과와 비교 및 고찰하였다.

본 연구에서 제안한 조합된 하중-침하량 곡선을 이용할 경우, 초기항타시험으로 평가한 선단지지력과 재항타시험으로 평가한 주면마찰력을 조합하여 전체지지력을 산정하므로 항타에너지 부족으로 인한 전체지지력 과소평가를 극복할 수 있었다. 조합된 하중-침하량 곡선의 최대 전체저항력 값으로 비교한 결과, TP-1, TP-2, TP-3에 대하여 재항타시험 결과보다 각각 13.4%, 34.1%, 13.5% 증가한 전체지지력을 산정할 수 있었다. 또한, 본 연구에서 제안된 분석법은 전체지지력 값만 도출하는 것이 아니라 하중-침하량 곡선을 이론적으로 계산할 수 있으므로 최대저항력 값 외에도 Davisson 항복 기준 또한 사용할 수 있었다. 시험말뚝 3본에 대하여 조합된 하중-침하량 곡선에 Davisson 항복 기준을 적용하여 전체지지력을 산정한 결과, 초기항타시험 결과보다 41.7~125.4%, 재항타시험 결과보다 11.9~35.2% 증가하였다. 일반적으로 시멘트풀 양생 이후 매입말뚝에 수행되는 재항타시험 시 주면마찰력이 크게 발휘되기 때문에 항타에너지가 말뚝 상부에만 작용하여 선단지지력은 물론 하부 주면마찰력까지 적게 평가되는 경향이 있다. 그러므로 본 분석을 위하여 가정된 말뚝의 하중전이분포가 초기항타 및 재항타 시에 가정된 하중전이분포보다 매입말뚝의 시멘트풀 양생 이후의 실제 거동에 근접하다고 판단된다. 즉, 본 논문에서 제안된 조합된 하중-침하량 곡선은 매입말뚝의 지지 거동을 최대한 반영한 분석법이며, 본 분석법을 사용함으로써 동재하시험 결과를 정재하시험 결과에 근접시킬 수 있을 것으로 사료된다. 조합된 하중-침하량 곡선을 이용하여 초기항타 및 재항타 시보다 증가한 지지력을 산정할 수 있는 것 외에도, 해당 분석법을 적용한 동재하시험이 정재하시험을 대체할 수 있는 것 또한 시사한다. 그러므로 매입말뚝의 동재하시험을 통한 지지력 평가 시 본 논문에서 제안된 조합된 하중-침하량 곡선을 사용한다면 보다 합리적인 설계와 시공이 가능하며 재하시험 측면에서도 유리할 것으로 기대된다.