1. 서 론

최근 도시인구의 밀집으로 구조물이 대형화 되고 있고 초고층빌딩의 건설이 증가하고 있으며, 이들 구조물의 기초로 PHC말뚝, 강관말뚝, 그리고 현장타설말뚝을 사용한다. 우리나라는 1960년대부터 1970년대 초반까지 주로 RC말뚝을 사용하였고 1970년대 후반부터 1990년대 초반까지는 PC말뚝이 주류를 이루었다. 하지만, 구조물이 점점 고층화, 대형화됨에 따라 더 발전된 말뚝기초공법이 요구되었다. PHC말뚝은 여러 가지 사회적 요구에 의해 개발되었으며, 많은 현장에서 사용하고 있다. 국내 PHC말뚝은 1992년 일본에서 기술을 도입하여 처음으로 생산되기 시작하였다. PHC말뚝은 설계 압축강도 80MPa 이상의 프리텐션 방식에 의한 고강도 콘크리트 말뚝으로서 관입성과 시공성이 우수하고 저렴한 가격으로 인해 90년대 중반 이후 건축구조물의 기초뿐만 아니라 토목구조물 기초로 적용성이 확대되고 있다.

PHC말뚝의 장점들을 이용하여 PHC말뚝을 활용한 여러 가지 연구가 진행되어 왔으며 그에 대표적인 사례로 PHC말뚝을 이용한 흙막이 벽체의 개발이 진행되었다. PHC말뚝을 개량하여 생산된 PHC-W말뚝을 흙막이 벽체, 구조물의 지하벽체, 구조물의 기초로 사용하기 위한 연구가 진행하고 있다.

기존 가설구조물과 달리 PHC-W말뚝을 영구적인 벽체로 사용하는 방법에 대한 연구가 진행되고 있으며, 영구적인 벽체로 사용할 경우 PHC-W 흙막이 벽체로 시공된 PHC-W말뚝은 벽체의 역할 뿐만 아니라 구조물의 기초로 사용이 가능할 것으로 생각되었다. 이 연구에서는 군 및 단일 PHC-W말뚝을 주열식으로 시공하여 연직압축정재하시험을 수행하였으며, 하중전이측정을 통하여 주면마찰력과 선단지지력을 분리하였으며 이를 통하여 PHC-W말뚝의 선단지지력 산정공식을 제안하였다.

2. PHC-W 흙막이 벽체를 이용한 건축물 지하벽체 공법

2.1 PHC-W 흙막이 벽체의 개발 및 시공

PHC 흙막이공법에서는 원형을 사용하였으므로 연속시공 및 연직도를 유지하기 어렵고 지하수가 존재하는 지반에서는 별도의 차수공법이 필요하였다. 이러한 단점을 개선하기 위하여 PHC말뚝의 형상을 Fig. 1과 같이 개선하여 PHC-W말뚝을 개발하였다.

Fig. 1.

Improved section of PHC pile (Choi, 2014)

PHC-W 흙막이벽체용 말뚝은 연속시공을 할 수 있도록 오목부와 볼록부를 두어 겹침시공이 가능하게 하였으며 연직도 확보 및 지보공 설치에 유리하게 하였고 겹침시공이 가능할 수 있게 하였다(Choi, 2014). PHC-W 흙막이 벽체의 시공은 기존 PHC말뚝을 시공하는 SDA(DRA)공법과 같은 방법으로 시공하였다. SDA공법은 상호 역회전하는 내부 스크류 오거와 외부 케이싱 스크류의 독립된 이중 굴진방식을 채택함으로써 굴진 시 서로의 반동 토크를 이용하여 평행상태로 굴착할 수 있었다. 일반적으로 외부 케이싱은 말뚝직경보다 50∼100mm 정도 큰 것을 사용하였으며, 굴착된 토사는 오거와 압축공기로 배출되었다. SDA(DRA)공법의 시공방법을 Fig. 2에 나타내었다. PHC-W 흙막이벽체는 Fig. 2(c)의 공정을 배제하여 시공한다. 굴착을 실시하고, 굴착이 완료된 상태에서 말뚝을 삽입하고, 압입상태로 케이싱을 인발하며, 최종경타를 실시하며 Fig. 3과 같이 주열식으로 시공되었다.

Fig. 2.

Construction method of SDA (Cho, 2007)

Fig. 3.

Construction step (Choi, 2014)

2.2 건축물 지하증설벽체 공법

기존에 사용하던 PHC 흙막이 공법에서는 흙막이 공사와 지하외벽 공사를 서로 분리하여 시공하므로 시공성과 경제성이 불리하고 두 번의 공사로 인해 공기가 지연되며 흙막이와 지하외벽이 각자의 공간을 차지하였으므로 공간 활용면에서도 손실이 발생하였다(Fig. 4)(Ryu, 2015).

Fig. 4.

Outer wall of underground parking lot (Ryu, 2015)

PHC-W말뚝 흙막이를 건축지하벽체로 활용할 경우 2가지 방안이 제안되었다(Woo et al., 2018). PHC-W말뚝과 증설벽체 사이에 케미칼 약액 또는 전단연결재를 이용하여 일체화하여 합성증설벽체로 사용할 수 있었으며(Fig. 5(a) 참조), PHC-W말뚝과 증설벽체 사이에 케미컬 약액 또는 전단연결재로 일체화하지 않은 상태로 비합성증설벽체로 사용할 수 있었다(Fig. 5(b) 참조).

Fig. 5.

The conceptual diagram of the additional wall

2.3 PHC-W말뚝의 선단지지력 활용 방안 검토

PHC-W 흙막이벽체를 이용하는 건축물 지하증설벽체공법에서 PHC-W말뚝은 흙막이 역할 뿐만 아니라 기초말뚝의 역할도 할 수 있을 것으로 생각되었다. 따라서 PHC-W말뚝의 연직압축하중지지 메카니즘을 살펴보았다.

PHC-W말뚝은 흙막이벽체로 사용되므로 주열식으로 시공되었다. 매입말뚝 시공 시 적용되는 SDA공법 시공 절차와는 달리 선단고정액과 주면고정액의 주입이 없었다. 굴착측과 그 후면 배면측으로 나뉘어져 시공과정에서 굴착측에서 지하구조물 설치를 위한 굴착이 진행되었다. 위와 같은 이유로 PHC-W말뚝은 주면마찰력의 발현을 기대할 수 없을 것으로 추정되었다. 따라서 선단지지력만을 활용하여야 할 것으로 판단되었으나 선단고정액 주입과정이 없었으므로 선단지지력 산정 시 현재 선행연구자들의 제안식을 그대로 사용할 수도 없을 것으로 판단되었다.

주열식으로 시공되는 PHC-W말뚝의 특성 상 단일PHC- W말뚝의 선단지지력과 군PHC-W말뚝의 선단지지력에는 상관관계가 있을 것으로 판단되었다. 연직압축정재하시험과 축하중전이 측정을 통하여 단일PHC-W말뚝과 군PHC-W말뚝의 연직하중지지거동을 분석하여 PHC-W말뚝의 선단지지력 산정공식을 제안하고자 하였다.

3. PHC-W 말뚝의 연직압축정재하시험 계획

3.1 지반 주상도 및 특성치

시험 시공 대상 지반의 지형 및 지질은 백악기불국사 통에 속하는 흑운모화강암과 분암 및 제4기 충적층으로 구성되어 있었으며, 부분 반상화강암이 고루 분포되어 있었고 지층은 퇴적층, 풍화토, 풍화암, 기반암으로 구성되었다. 퇴적층은 두께 4.8∼5.3m의 점토질 모래로 구성되어 있었으며, N치가 1/30∼8/30으로 매우 느슨 내지 느슨한 상태이었다. 풍화토층은 두께 2.2∼5.9m의 실트질 모래로 구성되어 있었으며 N치가 11/30∼50/12로 보통 조밀 내지 매우 조밀한 상태를 나타내었다. 풍화암은 실트질 모래로 분해되었으며 N치 50/10∼50/5로 매우 조밀한 상태를 나타내었다. 기반암은 반상화강암으로 조사되었다.

지반조사 위치도와 주상도를 Fig. 6에 나타내었으며, 공내전단시험과 공내재하시험의 결과를 Table 1 및 Table 2에 나타내었다.

Fig. 6.

Borehole positions and soil profile

Table 1. B.S.T results

Table 2. P.M.T result

3.2 연직압축정재하시험 계획

Fig. 7과 같이 두 개의 시험체를 시공하도록 계획하였다. 5개의 PHC-W말뚝을 주열식으로 시공하여 중앙 3개의 PHC-W말뚝에 대한 정재하시험을 계획하였으며, 3개의 PHC-W말뚝을 주열식으로 시공하여 중앙 1개의 PHC-W말뚝에 대한 연직압축정재하시험을 계획하였다.

Fig. 7.

Layout of test pile

시험말뚝의 주면마찰력과 선단지지력을 확인하기 위하여 PHC-W말뚝의 평면화된 부분의 외부에 축하중계측용 센서를 부착하였고 앵글을 이용하여 센서를 보호하는 방법을 사용하였다(Fig. 8).

Fig. 8.

Details of sensor installation

연직압축정재하시험에서는 ASTM D 1143-81(1994)의 표준재하방식과 반복재하방식으로 계획하였으며 주열식 군말뚝은 최대 10MN, 주열식 단말뚝은 최대 3MN을 계획하였고, 반력 앵커의 지지력은 최대 재하하중의 1.5배로 계획하였다.

4. PHC-W 말뚝의 연직압축정재하시험 결과 및 분석

4.1 주열식 군PHC-W말뚝의 연직압축정재하시험 결과

(1) 하중-침하량 관계

군PHC-W말뚝의 하중-침하량 관계를 Fig. 9에 나타내었다. 최대 11.0MN까지 하중이 재하 되었으며, 이때 55.2mm의 침하량이 나타났다. Davisson(1972) 파괴 기준에 해당하는 항복하중은 4.8MN이었으며, 침하량은 15mm이었다. 그리고 Terzaghi and Peck(1967)의 전 침하량 기준인 25mm를 적용하면 이에 해당하는 항복하중은 6.5MN이었다.

Fig. 9.

Load-displacement curve of group pile (TP-G)

(2) 축하중 분포도

3개의 주열식 군PHC-W말뚝(TP-1∼TP-3)에 각각 축하중계측용 센서를 부착하였으며, 각각의 말뚝에 부착된 센서를 이용하여 하중전이 분석을 실시하였다(Fig. 10). 선단부분에 센서를 설치하여 정확한 선단지지력을 측정하려 하였으나 선단부분의 센서 파손으로 정확한 선단지지력은 확인할 수 없었다. 하지만 11.0∼12.5m와 12.5∼14.0m의 풍화암층에서는 표준관입시험 결과가 거의 유사하게 나타났으므로 12.5m 깊이에서 계측된 데이터를 바탕으로 14.0m 깊이의 축하중값을 추정하였으며 점선으로 나타내었다. 이때, 최대재하하중 11.0MN에서 주면마찰력은 전체 하중의 63%인 6.9MN의 하중을 분담하였으며 선단지지력은 전체하중의 37%인 4.1MN의 하중을 분담하는 것으로 나타났다(Fig. 10).

Fig. 10.

Axial load distribution of group pile (TP-G)

하중의 증가에 따라 전체하중에서 주면마찰력의 분담률은 감소하였으며, 선단지지력의 하중분담율은 증가하는 양상이 나타났다. 8.6MN 이상의 하중에서는 주면마찰력의 증가는 미미하였으며, 증가하중의 대부분이 선단지지력으로 나타났으며 주면마찰력과 선단지지력의 하중분담율을 Fig. 11에 나타내었다.

Fig. 11.

Skin friction and end bearing of group pile (TP-G)

Davisson 파괴기준 및 25mm 침하기준에 해당하는 항복하중에서의 주면마찰력의 하중분담율은 각각 81%, 76%이었으며, 선단지지력의 하중분담율은 각각 19%, 24%이었다.

4.2 주열식 단일PHC-W말뚝의 연직압축정재하시험 결과

(1) 하중-침하량 관계

단일PHC-W말뚝의 하중-침하량 관계를 Fig. 12에 나타내었다. 최대 4.4MN까지 하중이 재하되었으며, 이때 침하량은 44.7mm이었다. Davisson 파괴 기준에 해당하는 항복하중은 1.9MN이었으며, 침하량은 13.3mm이었다. 그리고 25mm 침하기준에 해당하는 항복하중은 2.9MN이었다.

Fig. 12.

Load-displacement curve of single pile (TP-S)

(2) 축하중 분포도

단일PHC-W말뚝(TP-4)에는 축하중계측용센서를 부착하였다. 여기서 선단 14.0m 깊이의 센서는 손상되었으므로 축하중값은 추정하였다. 최대재하하중 4.4MN에서 주면마찰력은 전체 하중의 27%인 1.2MN의 하중을 분담하였으며 선단지지력은 전체하중의 73%인 3.2MN의 하중을 분담하는 것으로 나타났다(Fig. 13).

Fig. 13.

Axial load distribution of single pile (TP-S)

단일PHC-W말뚝은 1.8MN의 하중에서 최대주면마찰력이 나타났으며, 이후 하중증가에 따라 주면마찰력은 최대 1.3MN까지 발현되었지만 이후 하중증가에 따라 소폭 감소되는 것으로 나타났으며 증가된 재하하중은 선단지지력으로 발현되는 것으로 나타났다(Fig. 14(a) 참조). 주면마찰력과 선단지지력의 하중분담을 Fig. 14(b)에 나타내었으며, Davisson 파괴기준 및 25mm 침하기준에 해당하는 항복하중에서의 주면마찰력의 하중분담율은 각각 69%, 42%이었으며, 선단지지력의 하중분담율은 각각 31%, 58%이었다.

Fig. 14.

Skin friction and end bearing of single pile (TP-S)

4.3 연직압축정재하시험 결과 분석

(1) 하중-침하량 관계 분석

하중-침하량 관계 분석에서는 Davission 분석법과 25mm 침하기준을 활용하였다. Table 3과 같이 주열식 군PHC-W말뚝의 경우 Davission 분석법에 의한 항복하중은 4.8MN, 25mm 침하기준에 의한 항복하중은 6.5MN으로 3개의 주열식 군PHC-W말뚝을 하나의 말뚝으로 환산할 경우 Davission 분석법에 의한 항복하중은 1.6MN, 25mm 침하기준에 의한 항복하중은 2.2MN으로 나타났다. 주열식 단일PHC-W말뚝의 경우 Davission 분석법에 의한 항복하중은 1.9MN, 25mm 침하기준에 의한 항복하중은 2.9MN으로 나타났다(Table 3).

Table 3. Results of static axial compressive load test

Table 4. Results of axial load transfer test

주열식 군PHC-W말뚝과 단PHC-W말뚝을 비교하면 Davisson 분석법에서는 유사한 결과가 나타났으며, 25mm 침하기준에서는 주열식 군말뚝 보다 단말뚝이 높은 지지력을 가지는 것으로 나타났다.

(2) 축하중전이시험 분석

주열식 군PHC-W말뚝의 압축정재하시험을 분석한 결과 Davisson 분석의 항복하중 4.80MN에서 주면마찰력은 3.89MN이며, 선단지지력은 0.91MN이었다. 25mm 침하기준의 항복하중 6.50MN에서 주면마찰력은 4.94MN이며, 선단지지력은 1.56MN이었다. 이때, Davisson 분석과 25mm 침하기준에서 하중분담율은 주면마찰력이 각각 81%, 76%의 하중을 분담하였으며, 선단지지력이 19%, 24%의 하중을 분담하는 것으로 나타났다.

주열식 단일PHC-W말뚝의 압축정재하시험을 분석한 결과 Davisson 분석의 항복하중 1.90MN에서 주면마찰력은 1.31MN이며, 선단지지력은 0.59MN이었다. 25mm 침하기준의 항복하중 2.90MN에서 주면마찰력은 1.22MN이며, 선단지지력은 1.68MN이었다. 이때, Davisson 분석과 25mm 침하기준에서 하중분담율은 주면마찰력이 각각 69%, 42%의 하중을 분담하며, 선단지지력이 31%, 58%의 하중을 분담하는 것으로 나타났다.

주열식 군말뚝에서는 상부 5m의 퇴적층에서 주면마찰력이 발현되었고, 풍화토에서도 주면마찰력은 발현되는 것으로 확인되었다. 주열식 단일말뚝에서는 풍화토에서 주면마찰력은 미미하게 발현되는 것으로 분석되었다.

5. PHC-W말뚝의 단위 극한선단지지력 분석

PHC-W 흙막이벽체는 가설벽체로 사용 시 굴착측에서 굴착이 이루어지며 그 후 지하실 벽체로 활용할 수 있었다. 따라서 굴착면까지의 주면마찰력은 활용하기 어려울 것으로 판단되었으며, 매입말뚝에서 실시하는 시멘트 풀 주입과정이 생략되었으므로 현재 사용되는 매입말뚝공법의 선단지지력 산정공식을 사용하는 것은 타당하지 않는 것으로 생각되었다.

Davission 분석법과 25mm 침하기준에 의한 항복하중에서 주열식 군PHC-W말뚝의 전체지지력은 각각 4.8MN, 6.5MN이며 주면마찰력은 각각 3.89MN, 4.94MN, 선단지지력은 각각 0.91MN, 1.56MN으로 나타났다. 단일PHC-W말뚝의 전체지지력은 각각 1.6MN, 2.2MN이며 주면마찰력은 각각 1.31MN, 1.22MN, 선단지지력은 각각 0.59MN, 1.68MN 나타났다. PHC-W말뚝은 흙막이벽체로 사용되며 흙막이 벽체의 특성상 굴착부분의 주면마찰력은 정확히 측정할 수 없을 것으로 판단되었으므로 PHC-W말뚝의 지지력산정에는 선단지지력만을 고려해야 하는 것으로 판단되었다. 이때, PHC-W말뚝은 각각의 기준에서 항복선단지지력은 군PHC-W말뚝에서 각각 2.24MPa, 3.83MPa이고, 단말뚝에서 각각 4.35MPa, 12.41MPa로 나타났으며, 시험 결과를 바탕으로 안전율 2을 적용할 때 군PHC-W말뚝에서 각각 1.12MPa, 1.92MPa, 단일PHC-W말뚝에서 각각 2.17MPa, 6.21MPa로 나타났다. 기존 연구자의 제안식을 이용하여 극한단위선단지지력을 계산하면 9.80MPa∼12.25MPa로 계산되었으며 허용지지력 계산을 위하여 안전율 3을 적용하면 3.27MPa∼4.08MPa로 계산되었다. Table 5에 시험 결과에서 추정한 허용단위선단지지력과 Lee(2000), Kim(2003), SIP방법 등 선행 연구자들의 제안식으로 계산한 허용단위선단지지력을 나타내었다.

Table 5. Comparisons of unit end bearing values

선행 연구자의 제안식과 실험으로 구한 PHC-W말뚝의 선단지지력이 많은 차이를 나타내었다. 그 이유는 SDA공법을 이용한 설치과정 중 시멘트 풀의 주입과정이 생략되어 선단의 슬라임과 시멘트 풀의 혼합과정이 없어 굴착 시 배토되지 않은 교란된 지반 위에 PHC-W말뚝이 근입되어 있기 때문인 것으로 판단되었다. 그리고 주열식 군PHC-W말뚝과 주열식 단일PHC-W말뚝은 무리효과에 의해 선단지지력에서 차이가 나타나는 것으로 판단되었으며, 시험결과를 비교하면 Davisson 분석법에서 단일PHC-W말뚝이 2.17MPa의 허용지지력을 나타내었고 군PHC-W말뚝이 1.12MPa의 허용지지력을 나타내었으므로 Lee(2000), Kim(2003), SIP방법이 제안한 SIP 공법의 산정식으로 계산된 선단지지력과 약 2배의 차이를 보이는 것을 알 수 있었다.

국내 지반조사에서는 기본적으로 표준관입시험을 실시하며 이를 이용하여 지지력을 산정하고 있으므로 N치를 이용하는 선행 연구자들의 제안식을 수정하여 풍화암에 근입된 단일PHC-W말뚝과 군PHC-W말뚝의 단위극한선단지지력을 산정하는 식을 제안하였다(Table 6).

Table 6. Suggested formular by test values

PHC-W 흙막이벽체는 주열식으로 시공되었으므로 군PHC-W말뚝이 건축물 지하증설벽체 공법에 사용되었다. 따라서 지하증설벽체 공법에서는 군PHC-W말뚝의 선단지지력 산정 제안식을 이용하여야 할 것으로 생각되었다. 단일PHC-W말뚝에 대한 선단지지력 산정 제안식은 건축물 지하증설벽체 공법으로 사용되는 PHC-W말뚝의 선단지지력 산정에는 적용할 수 없을 것으로 생각되었으나 단일PHC-W말뚝에 대한 연직압축정재하시험 후 무리효과를 적용하여 군PHC-W말뚝에 대한 선단지지력을 평가할 때 적용할 수 있을 것으로 생각되었다.

이 연구에서는 주열식 3개 군말뚝에 대한 연직압축정재하시험까지는 실시하였으나 더 많은 개수의 주열식 군말뚝에 대한 정재하시험을 실시하는 것은 현실적으로 곤란하였으므로 주열식 군PHC-W말뚝의 선단지지력을 제대로 평가할 수 있는 최적 군말뚝의 개수를 결정하는 수치해석 연구를 ABAQUS 프로그램을 이용하여 진행하고 있으며 조만간 학술논문으로 보고할 예정이다.

6. 결론 및 제언

PHC-W말뚝에 대하여, 주열식으로 배치된 3개 군PHC-W말뚝 및 단일PHC-W말뚝에 대하여 축하중전이 측정이 수반된 연직압축정재하시험을 실시하였으며 그 결과를 분석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 풍화암에 근입된 PHC-W말뚝의 단위극한선단지지력 산정식으로 주열식 군PHC-W말뚝과 단일PHC-W말뚝에서 각각 q_b = 6.8N_b와 q_b = 13.3N_b로 제안할 수 있었다. PHC-W말뚝은 주열식으로 시공되므로 PHC-W 말뚝의 선단지지력 산정 시 군말뚝의 계산 공식을 사용하여야 한다.

(2) 시험에 의한 군PHC-W말뚝과 단일PHC-W말뚝의 허용선단지지력은 각각 1.12, 2.17MPa로 나타났으며 단일PHC-W말뚝에서 약 2배 높은 것으로 나타났는데 그 이유는 무리효과에 의한 것으로 판단되었다.

(3) PHC-W말뚝은 SDA공법과 같은 절차로 시공하지만, 주면고정액과 선단근고액을 주입하는 과정이 없으므로 SDA공법에 비해 주면마찰력과 선단지지력이 작은 것으로 판단되었으며, PHC-W 흙막이 벽체의 특성상 굴착부분의 주면마찰력은 정확히 측정할 수 없을 것으로 판단되었으므로 PHC-W말뚝의 지지력산정에는 선단지지력만을 고려하였다.

(4) 풍화암에 근입된 PHC-W말뚝은 1.12MPa의 최소 허용단위선단지지력을 가지는 것으로 나타났다.

(5) 풍화암에 근입된 직경 500mm의 주열식 군PHC-W말뚝의 Davisson 분석법 및 25mm 침하기준에 의한 항복하중은 각각 4.8MN, 6.5MN으로 나타났으며, 1개 말뚝으로 환산할 경우 각각 1.6MN, 2.2MN으로 나타났다. Davisson 분석법에 의한 항복하중에서 주면마찰력과 선단지지력의 분담율은 각각 8%, 19%이었다. 25mm 침하기준에 의한 항복하중에서 주면마찰력과 선단지지력의 분담율은 각각 76%, 24%로 나타났다.

(6) 풍화암에 근입된 직경 500mm의 단일PHC-W말뚝의 Davisson 분석법 및 25mm 침하기준에 의한 항복하중은 각각 1.9MN, 2.9MN으로 나타났다, Davisson 분석법에 의한 항복하중에서 주면마찰력과 선단지지력의 분담율은 각각 69%, 31%이었다. 25mm 침하기준에 의한 항복하중에서 주면마찰력과 선단지지력의 분담율은 각각 41%, 58%로 나타났다.

(7) 주열식 군PHC-W말뚝의 선단지지력을 제대로 평가할 수 있는 최적 군말뚝의 개수를 결정하는 수치해석 연구를 ABAQUS 프로그램을 이용하여 진행하고 있으며 조만간 학술논문으로 보고할 예정이다.