1. 서 론
2. 바렛말뚝의 정재하시험 결과
2.1 현장 지반조건과 시험말뚝의 제원
2.2 정재하시험의 과정 및 결과
3. 바렛 말뚝의 정재하시험결과를 이용한 역해석
3.1 유한요소망과 경계조건
3.2 해석 결과
4. 형상비와 지반강도에 따른 지지력 분석
4.1 바렛말뚝 제원 및 지반 조건
4.2 수치해석 결과 및 분석
5. 결론 및 제언
1. 서 론
지하연속벽의 독립된 형태로 walled-type 말뚝으로 알려진 바렛말뚝(barrette pile)은 기존 원형말뚝에 비해 휠씬 큰 지지력을 발휘하는 장점으로 초고층 건물의 기초로 널리 이용되고 있다(Hsu et al., 2017). 직사각형 형상을 가지는 바렛말뚝은 형상학적 측면에서 주면장이 크며, 장축/단축 배치에 따라 휨모멘트 및 수평력에 유연하게 대응이 가능하다. 또한 다른 현장타설말뚝 공법(PRD, RCD공법)에 비해 높은 시공성, 지중연속벽 공법과 동일한 장비 이용으로 인한 높은 경제성이 장점이다(Hong et al., 2019).
많은 연구자들은 실제 말뚝의 압축 및 수평 재하시험 결과를 바탕으로 3차원 수치해석 프로그램을 통해 바렛말뚝의 거동을 분석하였다. Zhang(2003)은 현장 수평 재하시험 결과를 바탕으로 수치모형을 구축하고, 이를 통해 재하 방향에 따른 바렛말뚝의 수평 거동을 분석하였다. FLPIER 유한요소 프로그램를 이용하여 비선형 수평하중-수평변위 곡선(p-y curve), 비선형 응력변형률 관계를 고려하였으며, 5개 하중방향에 대한 수평반응을 조사하였다. 그 결과, 단면적의 장/단축을 따라 하중이 재하되지 않는다면 최종 수평 변위방향은 하중방향에 따라 달라짐을 확인하였다.
Abbas et al.(2008)은 수평하중이 작용하는 단일 바렛말뚝 거동에 대해 PLAXIS 유한요소 프로그램을 통해 3차원 유한요소분석을 수행하였으며, 하중 강도, 말뚝 형태(원형, 정사각형) 및 말뚝길이(L)와 말뚝 지름(B)의 비인 세장비(L/B)에 대한 효과를 분석하였다. 그 결과, 정사각형 형태가 원형 형태보다 지반과의 접촉면적이 넓어 수평하중 및 굽힘에 더 많이 저항하였으며 동일 하중조건에서 세장비가 짧을수록 말뚝두부의 수평변위가 적고 변곡점이 깊어지는 것을 확인하였다. 다만, 정사각형의 형태만을 고려하여 형상 변화는 별도로 고려하지는 않았다.
Conte et al.(2013)은 지반의 소성변형, 콘크리트 균열거동, 말뚝 내 철근 항복, 지반-말뚝 경계 거동을 반영하여 ABAQUS 유한요소 프로그램을 통해 콘크리트 말뚝(원형, 사각형)에 대한 수평 거동을 분석하였다. 특히 콘크리트 균열 발생이 말뚝의 수평 거동에 미치는 영향과 하중에 수직한 방향으로 작용하는 접촉력이 굽힘모멘트에 미치는 영향을 분석하였다.
Rafa and Moussai(2018)는 PLAXIS 유한요소 프로그램을 이용하여 반력장치(reaction system)를 이용하는 압축 정재하시험에서의 원형과 바렛말뚝의 지지거동을 비교·분석하였다. 특히 반력장치와 시험말뚝의 이격거리, 말뚝의 세장비, 말뚝 형상에 따른 반력장치-시험말뚝의 상호거동을 확인하였으며, 말뚝 형상(원형, 바렛)은 반력장치-시험말뚝의 상호거동에 무관함을 확인하였다.
Poulos et al.(2019)은 바렛말뚝의 형상을 등가원형(동일한 지름/면적)으로 변환하여 CLAP(Combined Load Analysis of Piles) 프로그램을 통해 원형말뚝으로 간주하여 단일/무리 바렛말뚝의 거동을 분석하였다. GENFE 유한요소 프로그램을 사용하여 바렛말뚝을 모사하고, CLAP 프로그램으로 얻어진 등가원형말뚝 거동과 비교하였다. 단일 말뚝의 정재하 압축시험에서는 암반 근입 여부에 따라 거동이 유사하거나 상이한 것을 보였으며, 수평재하 시험에서는 암반 근입 여부과 무관하게 유사한 거동을 보였다. 또한 무리 바렛말뚝은 정재하 압축시험에서는 유사한 결과를 보였으나 수평재하 시험에서는 CLAP 프로그램이 바렛말뚝 배치에 따라 각각의 휨강성이 달라지는 특징을 모사하지 못하여 원형말뚝과의 거동과는 상이함을 보였다.
Chang et al.(2022)은 MIDAS GTS 유한요소 프로그램을 이용하여 말뚝 길이 변화가 형상비는 동일한 단일 바렛말뚝의 수평거동에 미치는 영향을 분석하였다. 전단파속도와 지반 물성치에 대한 경험식을 이용한 지반 강도, 수평 재하방향(단면적의 장축/단축), 말뚝 길이(20m, 50m) 변화를 고려하였다.
Hong et al.(2019)은 PLAXIS 3D 프로그램을 이용하여 바렛말뚝의 현장 양방향 재하시험 결과를 3차원 유한요소해석으로 모사하고, 압축 정재하 시험 결과를 추정하여 양방향 재하시험과 압축 정재하 시험의 관계식을 제안하였다.
이와 같이 2000년초부터 수치해석적 연구를 통해 바렛말뚝의 연직 및 수평방향에 대한 지지거동에 대한 많은 연구가 수행되었으나, 직사각형 형태를 띠는 바렛말뚝 형상비에 관한 연구는 다소 미흡한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 부산 OO현장에서 수행된 바렛말뚝의 압축 정재하시험 결과를 바탕으로 지반-바렛말뚝 경계면 물성을 역해석하였으며, 이를 바탕으로 말뚝 형상비 변화가 주면마찰력에 미치는 영향을 검토하였다. 또한 말뚝 주변 지반의 강성 변화에 따른 말뚝 형상비 및 주면마찰력의 상관관계를 분석하였다.
2. 바렛말뚝의 정재하시험 결과
2.1 현장 지반조건과 시험말뚝의 제원
낙동강 하부 유역에 위치한 부산 OO현장에서 바렛말뚝 정재하시험을 수행하였다(BGL, 2013). 낙동강 하부유역 지층은 상부에 연약한 점토와 모래가 혼재되어 있고 하부는 조밀한 모래층으로 구성되어 있으며 해당 현장의 지층 또한 낙동강 하부유역과 유사하였다. Fig. 1(a)과 같이 GL-3.7~27.3m까지는 표준관입시험 결과인 N값이 2~5 정도의 점토와 모래가 혼재된 연약지반이었으며 이후 심도에서는 N값이 30~50인 두꺼운 조밀한 모래층과 풍화토 및 풍화암층으로 구성되어 있었다. 정재하시험을 수행한 바렛 말뚝의 치수는 폭 1.5m, 너비 2.8m로 GL-49.4m의 모래 자갈층에 선단을 근입하였다. 정재하시험 시 필요한 반력을 확보하기 위해 말뚝 주변에 직경 1,500mm의 현장타설말뚝 4본을 시공하였다(Fig. 1(b)).
정재하시험의 재하대는 주 재하대와 부 재하대로 구분하였다. 주 재하대는 Fig. 1(c)와 같이 박스형 빔(beam)을 3단으로 설치하였으며, 부 재하대는 주 재하대 양단에 대칭으로 주 재하대와 같이 박스형 빔(beam)을 2단으로 설치하였다. 그리고 최대시험하중 40MN 재하를 위한 유압잭(용량 5.0MN) 8대와 재하 하중을 측정하기 위한 5.0MN 용량의 전기저항식 하중계 8개, 말뚝 두부 변위를 측정하기 위한 선형 가변 변위 변환기(Linear Variable Displacement Transducer, LVDT)(1/100mm) 4개를 설치하였다.
2.2 정재하시험의 과정 및 결과
바렛말뚝의 정재하시험은 KS F 2445(KS, 2022)와 ASTM D1143(ASTM, 2020)에 따라 수행하였다. 말뚝 두부에 40MN까지 1사이클 12단계로 하중을 단계적으로 재하 하였으며 최대재하하중 40MN에서 발생 침하는 약 72.6mm였다. 시험결과는 Fig. 2와 같으며 Fig. 2(a)의 하중-침하 곡선을 바탕으로 p-s 방법으로 약 18MN, 허용 침하량기준(δ=25.4mm)으로 약 22MN으로 허용 지지력을 산정하였다.
또한 말뚝 내부에 변형률 센서(strain gauge)를 일정 간격으로 설치하여 재하시험 시 위치별 변형률을 측정하고 분석하였으며 이를 통해 Fig. 2(b)와 같이 주면마찰력과 선단지지력을 분리하였다. 말뚝 두부 기준 10mm의 침하가 발생할 때까지는 재하 하중 대부분을 말뚝의 주면부에서 저항하였으며, 20.05mm 이후부터는 주면부가 극한상태에 도달하며 더 이상 저항하지 못하고 선단으로 하중이 전이되었다.
3. 바렛 말뚝의 정재하시험결과를 이용한 역해석
3.1 유한요소망과 경계조건
정재하시험결과를 이용한 역해석은 상용 유한요소해석 프로그램 ABAQUS/CAE을 이용하여 수행하였다. 수치모델은 말뚝과 지반의 전체 형태를 고려하였으며, Fig. 3에서는 말뚝이 모래질 자갈층에 근입된 형상을 나타내기 위하여 전체 모델링의 3/4만을 나타내었다. 요소 크기는 말뚝 주면 및 선단에서 멀어질수록 크기를 증가시켜 해석의 정확성과 연산속도 효율을 확보하였다. 지반-말뚝 사이 경계조건은 수직방향의 경우 기초와 지반요소가 접한 경우에만 하중이 전달되는 강성 접촉(hard contact), 전단방향의 경우 비선형 탄성 모델인 쿨롱마찰모델(Coulomb friction model)을 사용하였다. 쿨롱마찰모델 내 임계 마찰응력(τcrit)은 접촉 압력(p)에 좌우되고(τcrit=μp), 마찰계수 μ는 지반-말뚝의 상대적인 미끌림 속도, 접촉 압력, 온도 등 다양한 인자에 의해 변화하게 된다(Abaqus, 2021). 이러한 이유로 현장 지반-말뚝 사이 마찰계수를 얻는 것은 현실적으로 힘들어 역해석을 통해 마찰계수를 산정하였다. 말뚝과 지반은 탄성모델과 모어쿨롱모델(Mohr-Coulomb model)을 사용하였으며, 역해석에 사용한 지반물성은 Das(1984), Bowles(1996)와 표준관입시험결과를 이용한 추정값을 사용하였다(Table 1).
Table 1.
Soil properties of back analysis
3.2 해석 결과
유한요소해석을 통한 역해석 결과와 정재하시험 결과를 비교하여 Fig. 4에 나타내었다. Fig. 4(a)의 하중-침하 곡선에서 보면 재하하중 16.3MN일 때 발생한 침하량은 역해석 시 18.0mm, 재하시험 시 14.2mm로 일부 차이를 보이긴 했으나, 재하하중 20.0MN 이후에는 95%이상 일치함을 보였으며 전체적으로 약 90%이상 유사성을 가지는 것으로 확인되었다.
선단지지력과 주면마찰력을 분류하여 분석한 Fig. 4(b)을 보면 선단지지력은 시험과 수치해석결과가 매우 유사한 경향을 보였으며 평균 95% 이상 일치하는 것으로 나타났다. 주면마찰력은 발생 침하량 11.6mm와 14.2mm에서 시험에서의 주면마찰력과 수치해석에서의 주면마찰력이 약 20%가량 차이가 있었으나 대부분 95%이상 일치하는 것으로 나타났으며 특히, 시험에서의 극한주면마찰력과 수치해석에서의 극한주면마찰력의 오차는 3%이하로 확인되었다.
4. 형상비와 지반강도에 따른 지지력 분석
4.1 바렛말뚝 제원 및 지반 조건
말뚝 형상비에 따른 주면마찰력의 영향을 검토하기 위해 선단 면적은 동일하나 형상비가 다른 각각의 바렛말뚝에 대해 수치해석을 수행하였다. 바렛 말뚝은 일반적으로 정사각형 형태가 아닌 직사각형 형태로 많이 시공한다. 이 연구에서 형상비(L/W)는 Fig. 5(a)와 같이 단면의 길이(L)과 폭(W)의 비로 1.5, 2.2, 2.9, 3.8을 고려하였다. 형상비는 타 현장(1.7m(L)×2.8m(W), 형상비 1.6)과 본 현장(1.5m(L)×2.8m(W), 형상비 1.9)을 감안하여 1.5를 최소로 설정하였다. 주면장은 형상비 1.5 기준 대비 1.00배, 1.05배, 1.13배, 1.21배로 형상비가 커질수록 주면장은 증가하였다(Table 2).
Table 2.
Dimensions of the barrette piles
Fig. 1와 같이 실제 부산 OO현장말뚝은 GL- 49.4m의 모래 자갈층에 선단이 근입되어 있어 모래 자갈층(GL–48.8m~49.4m)에서 발현될 주면마찰력을 고려해야 하나, 말뚝 주변 지반 강성의 변화가 형상비와 주면마찰력의 상관관계에 미치는 영향을 보다 명확하게 분석하기 위해 원지반 GL-27.3~48.8m 모래층을 Fig. 5(b)와 같이 49.4m까지로 변경하였다.
GL-27.3~49.4m의 모래층(N=20)과 풍화토(N=50)의 강도정수는 SPT-N값을 통해 추정하였으며, GL-27.3~49.4m의 모래층(N=35)과 나머지 지층은 부산 OO현장의 설계강도정수를, 연암의 강도정수는 Bowles(1996)과 Seo et al.(2016)을 참고하였다. G.L–0.0~27.3m 구간은 얕은 두께를 가진 지층들이 혼재되어 있고 평균 SPT-N값이 6으로 바렛말뚝의 주면마찰력에 큰 영향을 미치지 않을 것으로 판단되어 G.L–27.3~49.4m 지층과 선단 지반을 중심으로 강성을 달리하여 연구를 수행하였으며 자세한 내용은 Table 3에 기재하였다.
Table 3.
Soil properties
4.2 수치해석 결과 및 분석
바렛말뚝 형상비, 선단/주면 지반 강성 변화와 주면마찰력과의 상관관계를 분석하기 위해 총 36개의 수치해석을 수행하였으며 그 결과를 Fig. 6~9에 도시하였다. 그림에서 알 수 있듯이 주면 지반의 강성이 커질수록 바렛말뚝의 주면마찰력은 증가하였으며 선단 지반의 강성이 커짐에 따라 극한주면저항력 또한 증가하였다. 뿐만 아니라 주면 및 선단 지반의 강성에 따라 일부 차이를 보이지만 주면마찰력이 극한에 다다를수록 형상비의 영향을 크게 받는 것으로 나타났다.
형상비 증가에 따른 주면마찰력 변화를 확인하기 위해 주면마찰력은 말뚝기초의 일반적인 허용 침하량 25.4mm (Terzaghi and Peck, 1967)에 해당되는 값을 이용하였고, 형상비 1.5의 주면마찰력을 기준으로 증감되는 양을 확인하였다. 주면 지반이 N=20인 비점성질층일 경우, 주면마찰력은 선단 지반이 자갈층일 때 105~120%, 풍화암층일 때 105~111%, 연암층일 때 102~108% 증가함을 알 수 있었다.
반면 주면 지반이 N=35이상인 비점성질층일 경우, 주면마찰력 증가율은 100~102%로 선단 지반의 강성 및 형상비 변화에 크게 영향을 받지 않았다.
선단 및 주면 지반 강성 변화에 따른 주면마찰력 분담률(load-sharing ratio of skin friction)을 분석하여 Fig. 10에 도시하였다. 주면 지반이 N=20인 비점성질층인 경우 선단 지반의 강도가 약할수록 형상비 변화에 따라 주면마찰력 분담률은 큰 차이를 보였다. 선단 지반이 자갈층일때는 상부하중의 65~75%를, 풍화암층일때는 54~57%를, 연암층일때는 34~36%를 주면마찰력이 분담하는 것으로 확인되었다. 하지만 주면 지반의 강도가 N=35이상인 비점성질층에서의 주면마찰력 분담률은 선단 지반 강성변화에 따라 40~82%를 나타냈으나 형상비에 따른 분담률 변화는 0~2%로 낮게 나타났다.
5. 결론 및 제언
본 연구에서는 수치해석을 통해 말뚝의 형상비 및 지반의 강성변화에 따른 바렛말뚝의 주면마찰력의 특성을 파악하고자 하였다. 부산 OO현장에 시공된 바렛말뚝에서 실시된 정재하시험 자료를 역해석하여 수치해석 모델을 구축·검증하고, 다양한 형상비, 지반 강성을 고려한 매개변수 분석을 통해 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
(1) 선단면적이 동일한 조건에서 바렛 말뚝의 형상비가 클수록 주면장은 증가한다. 형상비 1.5, 2.2, 2.9, 3.8에 대한 주면장 변화는 형상비 1.5를 기준으로 형상비 2.2일 때 105%, 2.9일 때 113%, 3.8일때 121% 증가하였다. 이는 주면마찰력을 동일한 비율로 증대시키는 결과를 가져오게 되며 수치해석 결과를 통해 확인할 수 있었다.
(2) 말뚝 형상비 변화에 따른 주면마찰력의 미치는 영향 정도는 극한상태에 다다를수록 커짐을 확인할 수 있었으며 주면 지반 강성이 SPT-N값 20이하인 경우에는 형상비 커짐에 따라 주면마찰력은 105~120% 증가하였다. 하지만, 선단 지반의 강성이 커지면 형상비 변화가 주면마찰력에 미치는 영향은 미미한 것으로 확인되었다.
(3) 바렛말뚝의 형상비 변화에 따른 주면마찰력 분담률 변화는 주면 지반이 SPT-N 20이하의 비점성질층일 경우 선단 지반의 강성이 증가함에 따라 10%에서 5%로 낮아졌다. 이는 선단 지반의 강성이 커짐에 따라 선단지지력 분담률이 증가되고 주면마찰력 분담률은 감소하면서 극한상태에 도달하지 못해 형상비의 영향이 감소한 것으로 판단된다.
(4) 본 연구에서는 모래 및 자갈층에 근입된 바렛말뚝의 재하시험 결과를 바탕으로 진행되어 제한적인 결과를 도출하였다. 따라서 비점성질층에서의 바렛말뚝 거동에 대한 추가 연구를 통해 바렛말뚝 형상비에 관한 종합적인 결과를 도출해야 할 것으로 판단된다.
