A Study on the Proposal of Empirical Coefficients for Settlement Estimation of Embedded Piles in Weathered Ground

Seungtyul Oh; Tae-Hyung Kim; Chea min Kim; Kihwan Kim

doi:10.12814/jkgss.2026.25.3.049

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Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. 30 September 2026. 49-63
https://doi.org/10.12814/jkgss.2026.25.3.049

A Study on the Proposal of Empirical Coefficients for Settlement Estimation of Embedded Piles in Weathered Ground

매입말뚝공법의 침하량 산정을 위한 풍화대 지반의 경험계수 제안 연구

Seungtyul Oh¹

Tae-Hyung Kim²

Chea min Kim³

Kihwan Kim⁴^*

오 승률¹

김 태형²

김 채민³

김 기환⁴^*

¹Member, Ph.D. Candidate, Korea Maritime and Ocean Univ., 727 Taejoung-ro, Yeongdo-gu, Busan 49112, Republic of Korea

²Member, Professor, Dept. of Civil Engrg., Korea Maritime and Ocean Univ., 727 Taejoung-ro, Yeongdo-gu, Busan 49112, Republic of Korea

³Member, Adjunct Professor, Dept of Civil Engineering, Kyungsung Univ., 309 Suyeong-ro, Nam-gu, Busan 48434, Republic of Korea

⁴Member, Senior Staff, Seum Tech, 111 Hyoyeol-ro, Buk-gu, Busan 46508, Republic of Korea

^{*Corresponding Author}

License (open-access, http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0/):

This is identical to the Creative Commons Attribution Non-Commercial License(http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0)

ABSTRACT

As architectural and civil engineering structures continue to increase in scale, pile foundations are required to support increasingly larger structural loads. In Korea, embedded piles using PHC and steel pipe piles are widely used because of their constructability and relatively low environmental impact. The settlement of embedded piles is generally estimated using Vesic's empirical equation. However, the empirical coefficients proposed by Vesic were primarily developed for soil conditions and are also commonly applied to weathered ground. In this study, the results of static pile load tests and load-transfer tests conducted on embedded piles installed in weathered soil and weathered rock were analyzed. The measured settlements were compared with those calculated using Vesic's settlement equation, and the calculated settlements were found to be approximately 3.1 to 7.8 times greater than the measured values. Accordingly, empirical coefficients suitable for weathered ground were back-calculated using the measured settlements and load-sharing ratios between shaft resistance and tip resistance. Based on the analysis, empirical coefficients of 0.042 and 0.033 are proposed for weathered soil and weathered rock, respectively. The proposed coefficients are expected to improve the applicability of Vesic's settlement equation to weathered ground and provide a more rational basis for settlement estimation of embedded piles.

Keywords

Embedded piles

Weathered ground

Static pile load test

Settlement

Empirical coefficient

Load-sharing ratio

최근 건축 및 토목 구조물이 대형화됨에 따라 상부 구조물을 지지하는 말뚝기초에도 큰 하중을 지지할 수 있는 성능이 요구되고 있다. 국내에서는 시공성과 환경적 영향을 고려하여 PHC말뚝 및 강관말뚝을 이용한 매입말뚝공법이 널리 적용되고 있다. 본 연구에서는 풍화토 및 풍화암 지반에 근입된 매입말뚝을 대상으로 수행된 압축정재하시험과 하중전이시험 결과를 분석하고, 실제 시험 침하량과 Vesic의 침하량 산정식으로 계산된 침하량을 비교하였다. 분석 결과, 일반적인 사질토 지반의 경험계수 0.09를 적용하여 계산된 침하량은 시험 침하량보다 약 3.1~7.8배 크게 나타났다. 이에 시험에서 측정된 침하량과 주면마찰력 및 선단지지력의 하중분담율을 이용하여 풍화대 지반에 적합한 경험계수를 역산하였다. 그 결과, 풍화토 지반에서는 0.042, 풍화암 지반에서는 0.033의 경험계수를 제안하였다. 본 연구에서 제안한 경험계수는 풍화대 지반에서 기존 Vesic 경험계수의 적용에 따른 과도한 침하량 산정을 개선하고, 매입말뚝의 침하량을 보다 합리적으로 산정하기 위한 참고값으로 활용될 수 있을 것으로 판단된다.

MAIN

1. 서 론
2. 매입말뚝공법
2.1 개요
2.2 매입말뚝공법의 지지력 산정방법
2.3 매입말뚝공법의 선단지지력과 주면마찰력
2.4 매입말뚝의 전체 침하량, S_t
3. 압축정재하시험 결과 분석
3.1 풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝의 사례 정리
3.2 하중-침하량 및 하중전이시험 자료 분석
3.3 시험 결과 분석
4. 풍화대 지반에 대한 경험계수 제안
4.1 설계하중 단계에서 산정식에 의한 계산값과 시험값의 하중 분담률 비교
4.2 설계하중 단계에서 산정식에 의한 침하량과 시험 침하량의 비교
4.3 설계하중 단계에서 시험 하중분담율을 이용한 침하량과 시험 침하량의 비교
4.4 시험의 하중분담율과 시험 침하량을 이용한 경험계수 산정
4.5 풍화대 지반의 경험계수 제안
4.6 풍화대 지반에서 제안경험계수 $C_{p}'$ 와 Vesic 지지력 산정식에 의한 침하량 산정
5. 결론 및 제언

1. 서 론

최근 대형화되는 건축 및 토목 구조물의 증가에 따라, 이를 안정적으로 지지할 수 있는 하부 기초 구조물 역시 더욱 높은 하중을 견딜 수 있도록 설계되어야 하는 필요성이 커지고 있다. 특히 지반조건이 복잡하고 다양한 국내 환경에서는 기초 구조물의 신뢰성과 안정성 확보가 무엇보다 중요하다. 현재 우리나라에서는 PHC(prestressed high-strength concrete)말뚝과 강관말뚝이 대표적인 기성말뚝(precast pile)으로 널리 사용되고 있으며, 이와 함께 현장에서 직접 시공할 수 있는 현장타설말뚝(cast-in-place pile) 역시 다양한 프로젝트에서 활발히 활용되고 있다. 이러한 말뚝기초는 구조물의 안정성 확보와 하중 전달의 주요 수단으로써 역할을 수행한다.

다양한 형태의 말뚝기초가 실무에 적용되고 있으나, 현재 국내 설계기준에서 사용되는 지지력 및 침하량 산정방법은 대부분 경험식(empirical equation)에 기반하고 있다. 이러한 경험식은 설계가 간편하다는 장점이 있으나, 말뚝의 실제 하중전이 거동과 지반 특성을 충분히 반영하지 못하는 한계가 있다. 특히 매입말뚝공법에서는 시공방법, 선단처리 상태, 시멘트풀의 품질 및 주변 지반조건 등에 따라 주면마찰력과 선단지지력의 발현 특성이 크게 달라질 수 있음에도 불구하고, 설계에서는 이를 단순화하여 동일한 경험식을 적용하고 있다. 이로 인해 실제 말뚝거동과 설계결과 사이에 상당한 차이가 발생할 수 있으며, 이는 말뚝기초의 경제성과 설계의 합리성을 저해하는 요인으로 작용할 수 있다.

특히 말뚝의 침하량은 구조물의 사용성과 직접적인 관련이 있는 중요한 설계인자이다. 현재 국내 설계에서는 Vesic(1977)이 제안한 침하량 산정식을 가장 널리 적용하고 있으며, 해당 산정식에서는 토질조건에 따른 경험계수를 이용하여 말뚝선단부 침하량을 계산한다. 그러나 Vesic가 제안한 경험계수는 주로 토사지반을 대상으로 제시된 것으로, 풍화토 및 풍화암과 같은 풍화대 지반에 대해서도 동일한 경험계수를 적용하고 있다. 이와 같은 적용방법은 풍화대 지반의 실제 거동을 충분히 반영하지 못하여 실제보다 과대한 침하량을 예측하는 원인이 될 수 있다.

최근 국내외에서는 말뚝기초의 실제 하중전이 거동을 반영하여 침하량을 보다 정확하게 예측하기 위한 연구가 활발히 수행되고 있다. 기존 경험식에 기반한 설계방법에서 벗어나 실제 재하시험 결과와 하중전이 메커니즘을 이용한 연구가 증가하고 있으며, 최근에는 하중전이모델(load transfer model), 수치해석 및 인공지능 기법을 이용하여 침하량을 예측하는 연구도 활발히 수행되고 있다. Wu et al.(2025)은 하중전이모델을 이용하여 말뚝의 침하거동을 해석하였으며, Zuo(2023)은 암반소켓말뚝의 침하량을 인공지능 기법으로 예측하여 기존 경험식보다 높은 정확도를 확인하였다. 또한 Hamdan(2023)은 실제 재하시험 결과와 여러 경험식을 비교하여 기존 경험식이 실제보다 큰 침하량을 예측하는 경향이 있음을 보고하였다.

따라서 본 연구에서는 풍화토 및 풍화암 지반에 매입말뚝공법으로 시공된 시험말뚝을 대상으로 수행된 압축정재하시험과 하중전이시험 결과를 이용하여 실제 말뚝거동을 분석하였다. 또한 설계에서 일반적으로 적용되는 Vesic 침하량 산정식과 시험결과를 비교·분석하고, 실제 하중분담율을 이용하여 풍화대 지반에 적용 가능한 경험계수를 역산하였다. 이를 통해 풍화대 지반에 적합한 경험계수를 제안하고, 기존 설계방법의 적용성을 검토하고자 하였다.

2. 매입말뚝공법

2.1 개요

매입말뚝공법은 타입말뚝 시공 시 발생하는 소음과 진동의 문제를 해결하기 위해 개발된 기술이다. 특히, 1994년 소음 및 진동 규제법이 공표된 이후 이를 적용한 시공이 급격히 증가하였으며, 이에 따라 매입말뚝공법에 대한 연구도 활발히 진행되어 왔다(Cho, 2007). 매입말뚝공법은 SIP(soil-cement injected precast pile)공법, SAIP(special auger SIP)공법, SDA(separated doughnut auger)공법, 속파기(중굴)공법, Corex공법, 그리고 PRD(percussion rotary drill)공법 등이 포함된다.

2.2 매입말뚝공법의 지지력 산정방법

말뚝기초에 작용하는 하중은 주면마찰력과 선단지지력에 의해 지지된다. 일반적으로는 주면마찰력이 먼저 발생되며, 이후 주면부 지반이 항복하거나 파괴될 경우 선단지지력이 발현된다. 이와 같이 말뚝기초의 극한지지력은 극한주면마찰력과 극한선단지지력의 합으로 정의되며, 식 (1)에 나타내었다.

(1)

Q_{u} = Q_{s} + Q_{p} = q_{p} A_{p} + \sum f_{s} A_{s}

여기서, $Q_{u}$ : 극한지지력

$Q_{p}$ : 극한선단지지력

$Q_{s}$ : 극한주면마찰력

$q_{p}$ : 단위면적당 극한선단지지력

$f_{s}$ : 단위면적당 극한주면마찰력

$A_{p}$ : 선단부 폐쇄면적

$A_{s}$ : 주면적

허용지지력은 식 (1)에 안전율 $F_{s}$ 를 적용하여 구할 수 있으며, 식 (2)에 나타내었다. 이때, 안전율은 3.0이상을 사용한다(Korean Geotechnical Society, KGS, 2018).

(2)

Q_{a} = (Q_{s} + Q_{p}) / F_{s} = (q_{p} A_{p} + \sum f_{s} A_{s}) / F_{s}

하지만 매입말뚝의 지지력은 작용방식이 복잡할 뿐만 아니라, 시공방법과 장비조건의 영향을 받으며, 지역적 특성 또한 고려되어야 한다. 이러한 복잡한 매커니즘에도 불구하고 설계는 상대적으로 단순하게 이루어져 왔다. 이를 개선하기 위해 2000년 초부터 매입말뚝의 지지력 산정식을 개발하기 위한 연구가 진행되었다. 대표적으로 Lee(2000), Korea National Housing Corporation(2001), Lee(2001), Kim(2003), Hong et al.(2003, 2005), Chae et al.(2024)의 연구자가 이에 대한 연구를 수행하였다. 기존 연구들은 대부분 매입말뚝의 극한지지력 산정식 개발에 초점을 맞추고 있으며, 침하량 산정에 필요한 경험계수의 적정성에 대해서는 충분한 연구가 수행되지 않았다. 특히 풍화토와 풍화암 지반을 구분하여 경험계수를 제안한 연구는 거의 없는 실정이며, 본 연구는 이러한 부분을 보완하고자 하였다

2.3 매입말뚝공법의 선단지지력과 주면마찰력

매입말뚝공법으로 시공된 말뚝기초의 선단지지력은 지반 조건뿐만 아니라 말뚝의 선단모양, 경타여부, 선단부 상태, 선단고정액 주입여부, 그리고 시공방법 등에 따라 달라질 수 있다. 이와 관련하여, Architectural Institute of Korea(AIK, 2006) 및 Korea Land and Housing Corporation(LH, 2008)에서 제안한 매입말뚝공법 선단지지력식은 Table 1에 정리하였다. Table 1의 N_b, N_s는 각각 선단부와 주면부의 표준관입시험 N값을 의미한다.

Table 1

Method for ultimate tip resistance per unit area in prebored pile (Korean Geotechnical Society, KGS, 2018)

Suggester	Ultimate tip resistance per unit area q_p (kN/m²)		Remark
	Cohesive soil	Cohesionless soil
Korean building code-structural design handbook (AIK, 2006)	6c_u	200N_p (≤ 12,000) N_p is the bottom 1D of the pile tip, average N-value for the upper 4D (≤ 60)	Standards for foundation design of structures (KGS, 2018)
Improvement of pile foundation design (LH, 2008)	-	250N_p (N ≤ 60)

* remark : N_s = Standard penetration test result, c_u = undrained shear strength

실제 시공 결과를 보면, 시멘트풀을 주입한 매입말뚝의 주면마찰력은 흙과 시멘트의 일축압축강도에 비례하여 증가한다. 또한, 매입말뚝의 주면마찰력에 대한 분석결과, 일반적인 배합비(W/C = 0.83) 이하에서는 전단파괴가 말뚝과 시멘트풀의 접촉부가 아닌 지반과 시멘트풀의 접촉부에서 발생하는 것으로 나타났다. 그러나, 현재 매입말뚝의 주면마찰력을 산정할 때 이러한 영향인자를 고려하지 않으며, 말뚝의 지름만을 기준으로 단순화하여 적용하는 실정이다. 따라서 실제 매입말뚝의 거동을 설계지지력 산정식으로 단순히 평가하는 데에는 한계가 있다. 현재 사용되고 있는 단위면적당 극한주면마찰력 산정식을 Table 2에 정리하였다.

Table 2

Method for ultimate side resistance per unit area in prebored pile (KGS, 2018)

Suggester	Ultimate side resistance per unit area q_s (kN/m²)		Remark
Suggester	Cohesive soil	Cohesionless soil	Remark
Korean building code-structural design handbook (AIK, 2006)	8c_u (c_u ≤ 125)	2.5 $\bar{N_{s}}$ (N ≤ 50)	Standards for foundation design of structures (KGS, 2018)
Improvement of pile foundation design (LH, 2008)	5q_u	2 $\bar{N_{s}}$ (N ≤ 60)	Standards for foundation design of structures (KGS, 2018)
日本道路協会(2002)	8c_u 또는 8 $\bar{N_{s}}$ (N ≤ 10) hollow boring method	2 $\bar{N_{s}}$ (N ≤ 10) hollow boring method	for soft soil layer where N ≤ 2, skin friction is not considered due to lack of reliavility.

* remark : N_s = Standard penetration test result, c_u = undrained shear strength, q_u = unconfined compressive strength of soil

2.4 매입말뚝의 전체 침하량, S_t

국내 KGS(2018)에서는 말뚝머리의 침하량(S_t)을 식 (3)으로 정의하고 있다.

(3)

S_{t} = S_{s} + S_{p} + S_{p s}

여기서, $S_{t}$ : 말뚝머리의 침하량

$S_{s}$ : 말뚝자체의 탄성침하량

$S_{p}$ : 말뚝선단부에 가해지는 하중에 의한 침하량

$S_{p s}$ : 주면마찰력에 의해 지반에 전달되는 하중에 의한 침하량

또한, 말뚝머리 침하량은 세 가지 유형으로 구성되며, 각각의 침하량은 아래의 식 (4), (5), (6)에서 제시된 경험식을 통해 산출할 수 있다.

우선 말뚝자체의 탄성침하량(S_s)은 식 (4)로 표현된다.

(4)

S_{s} = (Q_{p s} + α_{s} Q_{f s}) L / A_{p} E_{p}

여기서, $Q_{p s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하되었을 때 말뚝선단부에 전달되는 하중

$Q_{f s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하되었을 때 말뚝주면부의 하중

$L$ : 말뚝의 길이

$A_{p}$ : 말뚝의 단면적(재료의 순 단면적)

$E_{p}$ : 말뚝의 탄성계수

$α_{s}$ : 말뚝의 주면마찰력 분포에 따른 계수

이 침하량 공식에서 Vesic(1977)은 주면마찰력이 균등 분포 또는 포물선 분포를 따를 경우 $α_{s}$ = 0.5, 삼각형 분포(지표면에서는 0이며, 말뚝선단부에서 최대)에 대해서는 $α_{s}$ = 0.67을 적용할 것을 권장하고 있다.

주면마찰력 분포를 정확히 파악하기 위해 계측장치를 활용한 말뚝재하시험 결과를 분석하는 것이 가장 이상적이다. 그러나 동재하시험 결과나 지반조사 결과를 검토하여 이를 유추하는 방법도 가능하다. Sharma and Joshi(1988)의 연구에서는 표준관입시험의 N값을 기반으로 주면마찰력 분포를 대략적으로 추정한 뒤 $α_{s}$ = 0.5 또는 $α_{s}$ = 0.67을 적용하는 방식을 제시하였다.

한편, 말뚝선단부에 가해지는 하중에 의한 침하량(S_p)은 식 (5)에 정리하였다.

(5)

S_{p} = C_{p} Q_{p s} / B q_{p}

여기서, $C_{p}$ : 흙의 종류와 말뚝 시공법에 따른 경험계수(Table 3 참조)

$Q_{p s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하되었을 때 말뚝선단부의 하중

$B$ : 말뚝의 폭 또는 직경

$q_{p}$ : 말뚝의 단위면적당 극한선단지지력

그리고 주면마찰력으로 인해 발생하는 말뚝선단부의 침하량(S_ps)은 식 (6)에서 확인할 수 있다.

(6)

S_{p s} = C_{s} Q_{f s} / L_{b} q_{p}

여기서, $C_{s}$ : $(0.93 + 0.16 \sqrt{L_{b} / D}) C_{p}$

$Q_{f s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하되었을 때 말뚝주면부의 하중

$L_{b}$ : 말뚝의 근입깊이

Table 3

Typical Value of $C_{p}$ (Vesic, 1977)

Soil type	Driven pile	Bored pile
Sand (dense to loose)	0.02 ∼ 0.04	0.09 ∼ 0.18
Clay (stiff to soft)	0.02 ∼ 0.03	0.03 ∼ 0.06
Silt (dense to loose)	0.03 ∼ 0.05	0.09 ∼ 0.12

3. 압축정재하시험 결과 분석

풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝을 대상으로 압축정재하시험을 실시하였다. 시험 과정에서 지반이 항복 상태에 도달할 때까지 하중을 재하하였다. 동시에, 하중전이 시험도 병행하여 진행하였다. 또한, 압축정재하시험을 통해 측정된 침하량과 시공설계 시 적용되는 침하량 산정식을 이용하여 계산된 침하량을 비교ㆍ분석하였다.

3.1 풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝의 사례 정리

본 연구에서 분석한 시험말뚝은 경남, 울산, 전남, 충청지역에서 수행된 매입말뚝 압축정재하시험 및 하중전이시험 자료이며, 대상 현장의 지반은 상부 토사층과 하부 풍화토 및 풍화암층으로 구성되어 있으며, 시험말뚝은 풍화토 또는 풍화암층에 선단이 근입되도록 시공되었다. 각 시험말뚝의 선단 지반조건은 표준관입시험 결과를 기준으로 풍화토와 풍화암으로 구분하였다. Table 4에는 시험말뚝의 제원을 정리하였다.

Table 4

Specifications of embedded piles in the test

Case No.	Pile type	Diameter, D (mm)	Length, L (m)
BS-WS-1	Embedded pile	457	8.90
BS-WS-2	Embedded pile	457	9.70
BS-WS-3	Embedded pile	508	9.78
BS-WS-4	Embedded pile	508	10.73
BS-WS-5	Embedded pile	508	9.20
BS-WS-6	Embedded pile	508	10.00
BS-WR-1	Embedded pile	457	10.70
BS-WR-2	Embedded pile	457	12.80
BS-WR-3	Embedded pile	457	11.00
BS-WR-4	Embedded pile	457	11.60
BS-WR-5	Embedded pile	508	13.40
BS-WR-6	Embedded pile	508	11.60
BS-WR-7	Embedded pile	508	12.70
BS-WR-8	Embedded pile	508	13.60

* remark : WS (Weathered Soil), WR (Weathered Rock)

3.2 하중-침하량 및 하중전이시험 자료 분석

풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 14개의 말뚝을 대상으로 수행된 압축정재하시험 및 하중전이시험의 데이터를 분석하였다. 시험 말뚝은 두 종류로, 직경 457mm와 508mm였다. 시험 말뚝이 시공된 지반은 매립층, 퇴적층, 풍화토층, 풍화암층 등으로 이루어져 있다. 시험말뚝 중 직경 457mm와 508mm의 말뚝이 풍화토에 근입된 2개 사례와 풍화암에 근입된 2개 사례의 지반조건과 말뚝 근입깊이를 Fig. 1에 나타내었다. 본 연구에서는 시험 대상 지반에 대한 별도의 실내 물성시험 자료가 확보되지 않아 풍화대 지반특성은 현장 표준관입시험 결과를 중심으로 분석하였다.

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Fig. 1

Ground conditions of piles embedded in weathered soil and rock

풍화토 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝 6개 사례는 말뚝 근입길이는 8.9m~10.4m이며, 6개의 사례 중 2개 사례에 대한 압축정재하시험의 하중-침하곡선과 축하중 분포도를 도시하였다(Fig. 2 참조). 압축정재하시험에서는 최대 1.84MN~3.31MN까지 하중을 재하하였으며, 이때 침하량은 29.2mm~71.4mm로 나타났다.

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Fig. 2

Analysis result of compression static load test and load transfer test of piles embedded in weathered soil

풍화암 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝 8개 사례의 말뚝 근입길이는 10.7m~13.6m이며, 8개의 사례 중 2개 압축정재하시험 결과에 의한 하중-침하 곡선과 축하중 분포도를 도시하였다(Fig. 3 참조). 압축정재하시험에서는 최대 2.11MN~4.41MN까지 하중을 재하하였으며, 이때 침하량은 17.6mm~112.0mm로 나타났다. 또한, 1.47MN~3.68MN의 재하하중에서 지반의 항복이 확인되었고, 해당 시점의 침하량은 4.8mm~12.7mm였다.

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Fig. 3

Analysis result of compression static load test and load transfer test of piles embedded in weathered rock

3.3 시험 결과 분석

풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝 14개의 사례(풍화토 지반 매입말뚝 6개, 풍화암 지반 매입말뚝 8개)에 실시된 압축정재하시험과 하중전이시험 결과를 분석하였다(Table 5, Table 6 참조).

Table 5

Summary of load–settlement behavior and load-sharing characteristics of test pile at maximum load

Case No.	Maximum load (MN)	Settlement (mm)	Side resistance (MN)	Tip resistance (MN)	Ratio of side resistance (%)	Ratio of tip resistance (%)
BS-WS-1	2.78	44.2	2.28	0.49	82	18
BS-WS-2	3.31	71.4	2.50	0.81	76	24
BS-WS-3	2.39	69.9	1.46	0.94	61	39
BS-WS-4	2.21	29.2	1.59	0.62	72	28
BS-WS-5	1.84	30.8	1.04	0.80	57	43
BS-WS-6	2.58	46.3	1.71	0.87	66	34
BS-WR-1	4.22	23.8	2.00	2.22	47	53
BS-WR-2	4.41	33.6	2.49	1.92	56	44
BS-WR-3	3.31	56.6	2.74	0.57	83	17
BS-WR-4	3.31	45.4	2.56	0.75	77	23
BS-WR-5	3.49	17.6	2.07	1.42	59	41
BS-WR-6	2.11	29.6	1.10	1.01	52	48
BS-WR-7	2.94	24.6	1.67	1.27	57	43
BS-WR-8	3.31	112.0	1.62	1.69	49	51

Table 6

Load–settlement behavior and load-sharing characteristics of test piles at yield load

Case No.	Yield load (MN)	Settlement (mm)	Side resistance (MN)	Tip resistance (MN)	Ratio of side resistance (%)	Ratio of tip resistance (%)
BS-WS-1	2.21	8.6	1.82	0.39	82	18
BS-WS-2	2.21	8.4	1.72	0.48	78	22
BS-WS-3	2.02	9.2	1.54	0.48	76	24
BS-WS-4	1.84	7.1	1.53	0.31	83	17
BS-WS-5	1.47	5.8	1.14	0.34	77	23
BS-WS-6	1.83	9.6	1.47	0.37	80	20
BS-WR-1	3.68	12.4	2.69	0.99	73	27
BS-WR-2	2.94	12.7	2.46	0.48	84	16
BS-WR-3	2.21	10.3	1.76	0.45	80	20
BS-WR-4	2.21	8.3	1.82	0.39	82	18
BS-WR-5	3.18	10.9	2.49	0.69	78	22
BS-WR-6	1.47	4.8	1.08	0.39	74	26
BS-WR-7	2.58	11.2	1.51	1.07	59	41
BS-WR-8	2.58	8.5	1.18	1.40	46	54

하중전이시험 결과를 통해 분석된 최대재하하중과 항복하중에서의 선단지지력과 주면마찰력에 대한 하중 분담율을 추가적으로 분석하였다. 최대재하하중에서의 주면마찰력 분담율은 47%∼83%로 나타났으며, 선단지지력 분담율은 17%∼53%로 나타났다. 하중 분담율 분석결과 최대재하하중과 항복하중에서 모두 주면마찰력이 선단지지력보다 큰 하중을 분담하는 것으로 나타났다. 풍화토 지반에서의 항복하중시 주면마찰력 분담율은 평균 80%, 풍화암 지반에서의 항복하중시 주면마찰력 분담율은 평균 72%로 확인되었다.

4. 풍화대 지반에 대한 경험계수 제안

14개(풍화토 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝 6개, 풍화암 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝 8개)의 사례를 대상으로 최대하중 재하시 침하량과 항복하중 재하시 침하량과 최대하중 및 항복하중에서의 주면마찰력과 선단지지력의 분담율을 분석하였다. 현행 산정식과 시험값을 이용해 설계하중 단계에서의 주면마찰력과 선단지지력을 비교하여 검토하였다. 또한, 산정식을 통해 산출한 설계하중에서의 침하량을 시험값과 비교하고, 그 차이를 분석하였다. 이를 바탕으로 풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝의 침하량 산정을 위한 경험계수를 제안하였다.

4.1 설계하중 단계에서 산정식에 의한 계산값과 시험값의 하중 분담률 비교

매입말뚝공법의 일반적인 지반 설계하중 산정 방법은 Table 2에 나타내었다. 매입강관말뚝기초의 지지력은 KSCE(2008)과 AIK(2006)을 기반으로 계산된다. 본 연구에서도 이 두 기준을 적용하여 극한지지력을 산정한 후, 안전율 3을 반영하여 지반의 설계하중을 결정하였다. 산정된 설계하중의 결과는 Table 7에 제시하였으며, 여기에는 Table 5와 Table 6의 시험 결과를 활용하여 주면마찰력과 선단지지력을 비교 분석하였다. 이를 통해 설계하중 단계에서 다음과 같은 사항을 확인할 수 있었다.

Table 7

Comparison of load-sharing ratios between design and test results at the design load

Case No.	Design load (MN) (1)	Design method result				Test result
Case No.	Design load (MN) (1)	Tip resistance (MN) (2)	Side resistance (MN) (3)	Ratio of tip resistance (%) (2)/(1)	Ratio of side resistance (%) (3)/(1)	Tip resistance (MN) (2)	Side resistance (MN) (3)	Ratio of tip resistance (%) (2)/(1)	Ratio of side resistance (%) (3)/(1)
BS-WS-1	1.01	0.66	0.35	65	35	0.15	0.86	15	85
BS-WS-2	1.06	0.66	0.40	62	38	0.19	0.87	18	82
BS-WS-3	1.14	0.81	0.33	71	29	0.30	0.84	26	74
BS-WS-4	1.21	0.81	0.39	67	32	0.19	1.02	16	84
BS-WS-5	1.13	0.81	0.32	72	28	0.25	0.88	22	78
BS-WS-6	1.07	0.81	0.26	76	24	0.17	0.90	16	84
BS-WR-1	1.09	0.66	0.43	61	39	0.18	0.91	17	83
BS-WR-2	1.21	0.66	0.56	55	46	0.18	1.03	15	85
BS-WR-3	1.14	0.66	0.48	58	42	0.21	0.93	18	82
BS-WR-4	1.17	0.66	0.51	56	44	0.17	1.00	15	85
BS-WR-5	1.38	0.81	0.57	59	41	0.18	1.20	13	87
BS-WR-6	1.16	0.81	0.35	70	30	0.32	0.84	28	72
BS-WR-7	1.25	0.81	0.44	65	35	0.35	0.90	28	72
BS-WR-8	1.31	0.81	0.50	62	38	0.52	0.79	40	60

먼저, 산정식을 이용한 분석 결과 선단지지력의 분담율은 최소 55%, 최대 76%, 평균 65%로 나타났다. 반면, 주면마찰력의 분담율은 최소 24%, 최대 46%, 평균 35%였다(Fig. 4 참조).

산정식에 따라 계산된 지지력에서는 선단지지력이 평균 65%의 하중을 부담하며 주면마찰력은 35%를 차지하였다. 즉, 선단지지력이 주면마찰력보다 더 큰 역할을 하는 것으로 평가되었다. 그러나 시험값에서는 선단지지력이 평균 20%의 하중을 부담하고 주면마찰력이 80%를 담당하여 산정식에 의한 결과와 상반되는 경향을 보였다(Fig. 4 참조).

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2026-025-03/N0150250304/images/kgss_2026_253_49_F4.jpg

Fig. 4

Comparison of load-sharing ratios between design and test result

4.2 설계하중 단계에서 산정식에 의한 침하량과 시험 침하량의 비교

말뚝의 침하량을 산정하는 방법에는 지반의 탄성계수를 활용하는 방식과 Vesic의 경험식을 적용하는 방식이 있다. 이 중 Vesic의 경험식을 이용하는 방법이 지반의 탄성계수를 활용하는 방식보다 계산이 간단하여 설계에서 널리 사용되고 있다.

Vesic의 경험식은 항타말뚝과 굴착말뚝을 대상으로 하며, 모래, 점토, 실트 각각에 대한 경험계수 $C_{p}$ 를 적용하여 침하량을 구하는 방식이다(2.4절 참조).

설계하중 단계에서는 Vesic의 경험식을 이용하여 계산된 침하량과 재하시험을 통해 얻은 침하량을 Table 8에 정리하였다. 이때, 풍화대 지반에 근입된 말뚝의 침하량은 조밀한 모래지반에 해당하는 경험계수 0.09를 사용하여 산정하였다.

Table 8

Settlement analysis result of design method (Vesic) and test result at design load

Case No.	Design load (MN)	Settlement of design method (Vesic) (mm) (1)	Settlement of test result (mm) (2)	Ratio of settlement (%) (1)/(2)
BS-WS-1	1.01	13.59	3.14	433
BS-WS-2	1.06	13.91	2.91	478
BS-WS-3	1.14	15.28	4.90	312
BS-WS-4	1.21	15.69	3.60	436
BS-WS-5	1.13	14.91	4.03	370
BS-WS-6	1.07	15.06	3.76	401
BS-WR-1	1.09	14.53	2.90	501
BS-WR-2	1.21	15.28	4.73	323
BS-WR-3	1.14	14.46	4.27	339
BS-WR-4	1.17	13.59	3.49	389
BS-WR-5	1.38	16.62	3.65	455
BS-WR-6	1.16	15.68	3.27	480
BS-WR-7	1.25	16.23	3.95	411
BS-WR-8	1.31	16.69	2.15	776

설계하중 단계에서 침하량을 분석한 결과, 시험을 통해 측정된 침하량은 최소 2.15mm, 최대 4.90mm, 평균 3.63mm로 나타났다. 반면, 산정식을 통해 계산된 침하량은 최소 13.59mm, 최대 16.69mm, 평균 15.11mm로 확인되었다. 이는 시험값과 비교했을 때 최소 312%, 최대 776%, 평균 436%에 해당하는 값으로, 침하량이 과도하게 예측되었음을 알 수 있다.

4.3 설계하중 단계에서 시험 하중분담율을 이용한 침하량과 시험 침하량의 비교

본 절에서는 시험에서의 주면마찰력과 선단지지력의 분담율의 차이를 확인하기 위해, 시험 하중분담율과 Vesic의 경험식( $C_{p} = 0.09$ )을 이용하여 침하량을 산정하여 Table 9에 나타내었다.

Table 9

Comparison of settlements of design method (Vesic) and the test load-sharing ratios with settlement of test result at the design load

Case No.	Settlement of design method (Vesic) (mm) (1)	Settlement using load sharing ratio (mm) (2)	Settlement of test result (mm) (3)	Ratio of settlement 1 (%) (1)/(3)	Ratio of settlement 2 (%) (2)/(3)
BS-WS-1	13.59	5.59	3.14	433	178
BS-WS-2	13.91	6.42	2.91	478	221
BS-WS-3	15.28	7.86	4.90	312	160
BS-WS-4	15.69	6.61	3.60	436	184
BS-WS-5	14.91	6.60	4.03	370	164
BS-WS-6	15.06	5.79	3.76	401	154
BS-WR-1	14.53	7.02	2.90	501	242
BS-WR-2	15.28	6.93	4.73	323	147
BS-WR-3	14.46	7.12	4.27	339	167
BS-WR-4	13.59	6.74	3.49	389	193
BS-WR-5	16.62	6.79	3.65	455	186
BS-WR-6	15.68	8.46	3.27	480	259
BS-WR-7	16.23	9.39	3.95	411	238
BS-WR-8	16.69	12.39	2.15	776	576

설계하중 단계에서 시험 하중분담율을 적용해 침하량을 계산한 결과, 최소 5.59mm, 최대 12.39mm, 평균 7.41mm로 나타났다. 한편, Vesic의 산정식으로 계산된 침하량은 시험값보다 평균 436% 높은 반면, 시험 하중 분담율을 적용한 경우 최소 147%, 최대 576%, 평균 219% 높은 값이 도출되었다. 정확한 침하량을 산정하기 위해서는 실제 말뚝의 주면마찰력과 선단지지력을 정확하게 평가하는 것이 중요하다. 그러나 이 경우에도 산정된 침하량은 시험 침하량보다 약 2배 크게 계산되었다.

4.4 시험의 하중분담율과 시험 침하량을 이용한 경험계수 산정

풍화대 지반에서 Vesic의 침하량 산정식을 보다 정확하게 적용할 수 있는 방안을 다각적으로 분석하였다. 이러한 연구를 바탕으로, 풍화대 지반에 적합한 경험계수 $C_{p}'$ 를 제안하였다. 시험 하중 분담율과 시험 침하량을 활용하여 각 사례별 경험계수를 산정하였다. 경험계수를 도출하는 과정은 다음과 같다.

a) 식 (3)을 $S_{t} = S_{s} + S_{p} + S_{p s}$ → $S_{p} + S_{p s} = S_{t} - S_{s}$ 의 형태로 정리한다.

b) 식 (4)는 $S_{s} = (Q_{p s} + α_{s} Q_{f s}) L / A_{p} E_{p}$ 이므로, 경험계수 $C_{p}'$ 와는 관계가 없다.

c) 식 (5)는 $S_{p} = C_{p}' Q_{p s} / B q_{p}$

d) 식 (6)은 $S_{p s} = C_{s} Q_{f s} / L_{b} q_{p}$ , $C_{s} = (0.93 + 0.16 \sqrt{L_{b} / B}) C_{p}'$

따라서, $S_{p s} = C_{p}' ((Q_{f s} / L_{b} q_{p}) \times (0.93 + 0.16 \sqrt{(L_{b}} / B))$

BS-WS-1 사례에 대해 위의 절차를 적용하여 경험계수 $C_{p}'$ 를 구하는 과정을 설명하면 다음과 같다.

설계하중 1.01MN에서 침하량 산정을 위한 입력값은 다음과 같다.

a) $S_{s} = (Q_{p s} + α_{s} Q_{f s}) L / A_{p} E_{p}$

$= \frac{(0.15 + 0.67 \times 0.86) \times 9.2}{0.0168 \times 210000} \times 1000 = 1.90$ mm

b) $S_{p} = C_{p}' Q_{p s} / B q_{p} = \frac{C_{p}' \times 0.15}{(0.457) \times 12} \times 1000 = 27.35 C_{p}'$

c) $S_{p s} = C_{p}' ((Q_{f s} / L_{b} q_{p}) \times (0.93 + 0.16 \sqrt{(L_{b} / B)}))$

$= C_{p}' (\frac{0.86}{8.9 \times 12} \times (0.93 + 0.16 \sqrt{8.9 / 0.457})) \times 1000$

$= 13.13 C_{p}'$

d) $S_{p} + S_{p s} = S_{t} - S_{s}$ → $27.35 C_{p}' + 13.13 C_{p}' = 3.14 - 1.90$

$C_{p}' (27.35 + 13.13) = 1.241$ ∴ $C_{p}' = 0.031$

여기서, $Q_{p s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하 되었을 때 말뚝선단부에 전달되는 하중 = 0.15MN

$Q_{f s}$ : 말뚝에 설계하중이 재하 되었을 때 말뚝주면부의 하중 = 0.86MN

$L$ : 말뚝의 길이 = 9.2m

$L_{b}$ : 말뚝의 근입길이 = 8.9m

$A_{p}$ : 말뚝의 단면적(재료의 순 단면적)

= 0.0168m²

$E_{p}$ : 말뚝의 탄성계수 = 210,000MPa

$α_{s}$ : 말뚝의 주면마찰력 분포에 따른 계수

= 0.67

B : 말뚝의 직경 = 0.457m

$q_{p}$ : 말뚝의 단위면적당 극한선단지지력

= 200 × N = 200 × 60 = 12,000kPa

= 12MPa

$S_{t}$ : 말뚝의 전체 침하량 = 3.14mm

BS-WS-1 사례의 설계하중 단계에서 경험계수는 0.031로 계산되었다. 14개의 사례를 대상으로 하중-침하 곡선, 축하중 분포도 및 하중분담율을 분석하였다. 이를 바탕으로 각 사례에서 도출된 경험계수 $C_{p}'$ 를 Table 10에 정리하였다.

Table 10에서 BS-WR-8 사례의 경험계수 $C_{p}'$ 는 (-)로 산정되었다. 이는 두부하중에 따른 시험 침하량이 말뚝의 탄성침하량보다 작을 경우 나타나는 현상이다. BS-WR-8 사례에서는 시험 침하량이 계산된 침하량보다 작았기 때문에 이러한 결과가 도출된 것으로 판단된다.

Table 10

Empirical coefficients analyzed through back-calculation at the design load for several cases

Case No.	Design load (MN)	Tip resistance (MN)	Side resistance (MN)	Settlement (mm)	Empirical coefficient $C_{p}'$
BS-WS-1	1.01	0.15	0.86	3.14	0.031
BS-WS-2	1.06	0.19	0.87	2.91	0.015
BS-WS-3	1.14	0.30	0.84	4.90	0.041
BS-WS-4	1.21	0.19	1.02	3.60	0.021
BS-WS-5	1.13	0.25	0.88	4.03	0.042
BS-WS-6	1.07	0.17	0.90	3.76	0.040
BS-WR-1	1.09	0.18	0.91	2.90	0.016
BS-WR-2	1.21	0.18	1.03	4.73	0.033
BS-WR-3	1.14	0.21	0.93	4.27	0.032
BS-WR-4	1.17	0.17	1.00	3.49	0.015
BS-WR-5	1.38	0.18	1.20	3.65	0.017
BS-WR-6	1.16	0.32	0.84	3.27	0.007
BS-WR-7	1.25	0.35	0.90	3.95	0.009
BS-WR-8	1.31	0.52	0.79	2.15	-0.018

4.5 풍화대 지반의 경험계수 제안

풍화대 지반에 매입공법으로 시공된 말뚝의 경우, 시험에서 얻은 하중-침하 관계뿐만 아니라 시험주면마찰력 및 시험선단지지력을 활용하여 침하량을 산정하는 경험계수를 Table 10에 정리하였다. 또한, 풍화대 지반의 표준관입시험 관입량과 경험계수 간의 상관관계를 Fig. 5에 제시하였다.

Fig. 5를 분석한 결과, 전반적으로 관입량이 감소할수록 경험계수도 작아지는 경향을 보였다. 그러나 일부 사례에서는 관입량이 10cm 이상임에도 불구하고 낮은 경험계수가 도출되어, 선형적인 식을 제안하기에는 상관성이 충분하지 않은 것으로 판단되었다. 이에 따라, 풍화암과 풍화토를 구분하여 각각 하나의 경험계수를 제안하였다. 일반적으로 관입량이 10cm 이하일 경우 풍화암으로 분류되며, 이때의 경험계수는 최대 0.033로 나타났다. 반면, 관입량이 10cm에서 20cm 범위에 해당하는 풍화토에서는 최대 경험계수가 0.042로 확인되었다(Table 11 참조).

Table 11

Standard Penetration Test (SPT)’s N value, penetration and empirical coefficient $C_{p}'$ for several cases

Case No.	N value	Penetration (cm)	Empirical coefficient $C_{p}'$
BS-WS-1	50	13	0.031
BS-WS-2	50	13	0.015
BS-WS-3	50	12	0.041
BS-WS-4	50	16	0.021
BS-WS-5	50	13	0.042
BS-WS-6	50	17	0.040
BS-WR-1	50	5	0.016
BS-WR-2	50	4	0.033
BS-WR-3	50	5	0.032
BS-WR-4	50	3	0.015
BS-WR-5	50	3	0.017
BS-WR-6	50	9	0.007
BS-WR-7	50	9	0.009
BS-WR-8	50	9	-0.018

따라서, 풍화대 지반에 대해 다음과 같은 경험계수 $C_{p}'$ 를 제안할 수 있다. 풍화암에서는 경험계수 0.033를 적용하고, 관입량이 20cm 이하인 풍화토에서는 0.042를 적용하는 것이 적절할 것으로 판단된다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2026-025-03/N0150250304/images/kgss_2026_253_49_F5.jpg

Fig. 5

Correlation between Standard Penetration Test (SPT) penetration and empirical coefficients

4.6 풍화대 지반에서 제안경험계수 $C_{p}'$ 와 Vesic 지지력 산정식에 의한 침하량 산정

현재 설계식에 의한 주면마찰력과 선단지지력에 Vesic의 침하량 산정식을 활용하여 구한 침하량과 풍화대 지반에 적용하여 제안한 경험계수를 이용해 계산한 침하량을 Table 12에 정리하였다.

Table 12

In the design load, the settlement of design method (Vesic) and settlement proposed empirical coefficients for weathered ground, and settlement of test result

Case No.	Settlement of design method (Vesic) (mm) (1)	Settlement proposed empirical coefficients $C_{p}'$ (mm) (2)	Settlement of test result (mm) (3)	Ratio of settlement 1 (%) (1)/(3)	Ratio of settlement 2 (%) (2)/(3)
BS-WS-1	13.59	7.59	3.14	433	242
BS-WS-2	13.91	7.89	2.91	478	271
BS-WS-3	15.28	8.68	4.90	312	177
BS-WS-4	15.69	9.07	3.60	436	252
BS-WS-5	14.91	8.30	4.03	370	206
BS-WS-6	15.06	8.50	3.76	401	226
BS-WR-1	14.53	6.86	2.90	501	237
BS-WR-2	15.28	7.95	4.73	323	168
BS-WR-3	14.46	7.16	4.27	339	168
BS-WR-4	13.59	7.41	3.49	389	212
BS-WR-5	16.62	8.55	3.65	455	234
BS-WR-6	15.68	7.82	3.27	480	239
BS-WR-7	16.23	8.28	3.95	411	210
BS-WR-8	16.69	8.67	2.15	776	403

설계하중 단계에서 풍화대 지반에 제안된 경험계수 $C_{p}'$ (풍화암 : 0.033, 풍화토 : 0.042)를 적용하여 계산한 침하량은 최소 6.86mm, 최대 9.07mm였으며, 평균은 8.05mm로 나타났다. Vesic 침하량 산정식을 이용하여 구한 침하량은 시험 침하량보다 평균 436% 높게 계산되었으나, 제안된 경험계수 $C_{p}'$ 를 적용한 경우에는 최소 168%, 최대 403%, 평균 232% 높은 값을 보였다. 따라서, 이 경우에도 침하량이 실제보다 2배 이상 과다하게 계산됨을 확인할 수 있었다. 다만, 본 연구에서 제안한 경험계수는 하중전이시험을 통해 확인된 실제 주면마찰력과 선단지지력의 분담율을 이용하여 역산한 값이라는 점에서 실무 적용에 한계가 있다. 일반적인 설계단계에서는 실제 하중분담율을 사전에 정확히 파악하기 어려우므로, 본 연구의 경험계수를 현행 지지력 산정식과 함께 적용할 경우 실제 침하량보다 큰 값이 산정될 수 있다. 따라서 제안된 경험계수는 풍화대 지반에서 기존 Vesic 경험계수에 의한 과도한 침하량 산정을 개선하기 위한 참고값으로 활용하는 것이 적절하며, 향후에는 지반조건과 시공방법을 고려하여 주면마찰력과 선단지지력의 하중분담율을 예측할 수 있는 방법과 연계할 필요가 있다.

5. 결론 및 제언

현재 말뚝기초의 침하량 산정식에서 사용되는 경험계수 $C_{p}'$ 는 토사지반에 대한 값만 제시되어 있으며, 풍화대 지반에 시공된 말뚝의 경우에도 동일한 경험계수를 적용하고 있다. 이로 인해 실제보다 과도한 침하량이 산정되는 문제가 발생하고 있다. 따라서, 본 연구에서는 풍화대 지반에서 수행된 재하시험 결과를 바탕으로 침하량을 분석하고, 이에 적합한 경험계수 $C_{p}'$ 를 산정하는 방법을 연구하였다. 이를 통해 도출된 결론은 다음과 같다.

(1) 말뚝기초의 지지력 산정식과 Vesic 침하량 산정식을 이용하여 설계하중에서의 침하량과 정재하시험에서의 실제 침하량과 비교하였다. 산정된 침하량은 시험 침하량보다 최소 3.1배 ∼ 최대 7.8배까지 과대하게 나타나는 것으로 확인되었다. 이에 대한 원인으로 ➀ 풍화대 지반에서 Vesic 침하량 산정식을 적용하여 침하량을 계산할 경우, 일반적으로 토사지반에 해당되는 경험계수 $C_{p}'$ 0.09~0.18을 사용하는 것과 ➁ 주면마찰력과 선단지지력의 분담율 차이에 의한 것으로 판단되었다.

(2) 하중전이시험 결과를 통해 분석한 하중 분담율을 기반으로 Vesic 침하량 산정식에 적용 가능한 풍화대 지반의 경험계수 $C_{p}'$ 를 역산하여 제안하였다. 경험계수 $C_{p}'$ 의 산정은 기존 Vesic 침하량 산정식을 설계하중 단계에서의 시험 결과에 의한 침하량, 주면마찰력 그리고 선단지지력을 대입하여 $C_{p}'$ 를 미지수로 설정한 1차 방정식으로 변환 후 $C_{p}'$ 을 도출하는 역산에 의한 산정방법을 적용하였다. BS-WR-8에서 산정된 음(-)의 경험계수를 제외할 경우, 산정된 각 사례별 경험계수 $C_{p}'$ 는 최소 0.007에서 최대 0.042의 범위를 갖는 것으로 나타났다.

(3) 풍화대 지반의 경험계수 $C_{p}'$ 의 세분화된 분석을 위해 각 사례별 풍화대 지반의 표준관입시험 결과의 관입량과 $C_{p}'$ 의 상관관계를 분석하였다. 분석 결과 풍화토 지반 사례의 표준관입시험 관입량 50/17 ∼ 50/12에서 $C_{p}'$ 는 0.015 ∼ 0.042의 범위로 나타났으며, 풍화암 지반 사례의 표준관입시험 관입량 50/9 ∼ 50/3에서 $C_{p}'$ 는 0.007 ∼ 0.033의 범위로 나타났다. 이를 통해 풍화토와 풍화암 지반에 대한 경험계수를 각각 제안하였다. $N < 50 / 10$ 이하의 풍화암 지반 경험계수 $C_{p}'$ 는 0.033 제안하였으며, $N = 50 / 10 ~ 50 / 20$ 의 풍화토 지반에서는 지반 경험계수 $C_{p}'$ 를 0.042 제안하였다. 제안된 경험계수는 풍화토와 풍화암 지반의 산정 결과 중 각각의 최대값을 제안하였으며, 이는 경험계수의 값의 크기와 산정되는 침하량이 비례관계를 가지기 때문에 분석된 사례 중 최대값이 가장 안전측으로 판단되었기 때문이다.

(4) 설계하중 단계에서 본 연구에서 제안한 풍화대 지반의 경험계수 $C_{p}'$ 를 적용하여 산정한 침하량은 최소 6.86mm, 최대 9.07mm, 평균 8.05mm로 나타났다. 기존 지지력 산정방법에 기반한 Vesic 침하량 산정식의 결과와 비교할 때, 제안된 경험계수 $C_{p}'$ 를 적용한 침하량은 최소 47%, 최대 58%, 평균적으로 약 53% 감소한 것으로 분석되었다. 그럼에도 불구하고, 해당 침하량은 재하시험에서 도출된 실제 침하량에 비해 2배 이상 과다하게 산정되는 것으로 확인되었다.

(5) 본 연구에서 제안된 풍화대 지반에 대한 경험계수를 적용하였음에도 불구하고, 산정된 침하량은 시험 침하량보다 높은 값으로 도출되는 것을 확인하였다. 이는 지지력 산정방법에 의한 주면마찰력, 선단지지력의 분담율과 시험에서의 주면마찰력, 선단지지력 분담율의 차이에 의해 나타나는 것으로 판단되었다. 현장에서 발생될 말뚝기초의 침하량을 정확하게 산정하기 위해서는 작용하중에 의한 주면마찰력과 선단지지력 분담율을 비교적 정확하게 예측하여야 할 것으로 판단되며 이에 대한 연구가 계속적으로 진행되어야 할 것이다.

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Journal of the Korean Geosynthetics Society ISSN:2508-2876(Print) 2287-9528(Online) 한국지반신소재학회 논문집

Preview

A Study on the Proposal of Empirical Coefficients for Settlement Estimation of Embedded Piles in Weathered Ground

ABSTRACT

MAIN

(1)

(2)

Table 1

Method for ultimate tip resistance per unit area in prebored pile (Korean Geotechnical Society, KGS, 2018)

Table 2

Method for ultimate side resistance per unit area in prebored pile (KGS, 2018)

(3)

(4)

(5)

(6)

Table 3

Typical Value of Cp (Vesic, 1977)

Table 4

Specifications of embedded piles in the test

Fig. 1

Ground conditions of piles embedded in weathered soil and rock

Fig. 2

Analysis result of compression static load test and load transfer test of piles embedded in weathered soil

Fig. 3

Analysis result of compression static load test and load transfer test of piles embedded in weathered rock

Table 5

Summary of load–settlement behavior and load-sharing characteristics of test pile at maximum load

Table 6

Load–settlement behavior and load-sharing characteristics of test piles at yield load

Table 7

Comparison of load-sharing ratios between design and test results at the design load

Fig. 4

Comparison of load-sharing ratios between design and test result

Table 8

Settlement analysis result of design method (Vesic) and test result at design load

Table 9

Comparison of settlements of design method (Vesic) and the test load-sharing ratios with settlement of test result at the design load

Table 10

Empirical coefficients analyzed through back-calculation at the design load for several cases

Table 11

Standard Penetration Test (SPT)’s N value, penetration and empirical coefficient Cp' for several cases

Fig. 5

Correlation between Standard Penetration Test (SPT) penetration and empirical coefficients

Table 12

In the design load, the settlement of design method (Vesic) and settlement proposed empirical coefficients for weathered ground, and settlement of test result

References

Typical Value of $C_{p}$ (Vesic, 1977)

Standard Penetration Test (SPT)’s N value, penetration and empirical coefficient $C_{p}'$ for several cases