KR100742777B1 - 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법 - Google Patents

탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법 Download PDF

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Abstract

본 발명은 양방향 재하시험에 있어서 탄성변형량을 고려한 해석방법에 관한 것으로서, 더욱 구체적으로는, 양방향재하시험의 결과를 분석하여 말뚝두부의 하중-변위량 곡선을 산정하는 해석방법에 있어서, (a)측정된 말뚝선단 침하량을 이용하여 선단지지력을 산정하는 단계; (b)상기 말뚝선단 침하량을 이용하여 i번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계; (c)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력 및 하기 수학식 1을 이용하여 말뚝의 i번째 탄성압축량을 산정하는 단계;
[수학식 1]
Figure 112006073281281-pat00001
(여기서, δi는 i번째 요소의 탄성변형량, Qpi는 i번째 요소하부에 작용하는 지지력, Qsi는 i번째 요소에 작용하는 단위 주면마찰력, Li는 i번째 요소의 말뚝길이, ξ는 주면마찰력 형태에 따라 달라지는 적분상수임) (d)상기 말뚝선단 침하량과 하부말뚝의 탄성압축량을 더하여 말뚝의 i번째 전체침하량을 산정하는 단계; (e)상기 말뚝의 i번째 전체침하량을 이용하여 i-1번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계; (f)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력, i-1번째 단위 주면마찰력 및 상기 수학식 1을 이용하여 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 산정하는 단계; (g)상기 말뚝선단 침하량, 말뚝의 i번째 탄성압축량 및 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 더하 여 말뚝의 i-1번째까지의 전체침하량을 산정하는 단계; (h)말뚝두부에 이를 때까지 상기 (e) 내지 (g)단계를 반복하는 단계; 및 (i)상기 선단지지력과 i번째 내지 말뚝두부까지의 단위 주면마찰력을 전부 더하여 전체지지력을 산정하는 단계를 포함하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법에 관한 것이다.
본 발명에 따르면 양방향재하시험에 대한 결과를 분석하기 위한 강체해석방법에 있어서 탄성변형량의 차이와 하중전이과정의 차이를 고려함으로써 말뚝재하시험의 결과와 거의 일치하는 하중-침하량 곡선을 산정할 수 있고, 그에 따라 말뚝의 침하량을 정확하게 평가할 수 있는 효과가 있다.
양방향재하시험, 탄성변형량

Description

탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법{analysis method considering elastic deformation of bi-directional pile load test}
도 1은 말뚝재하시험을 수행하는 장면을 보여주는 사진이다.
도 2는 말뚝재하시험방법과 오셀(O-Cell)시험 (또는 양방향 재하시험) 방법의 차이를 나타내기 위하여 개략적으로 도시한 단면도이다.
도 3은 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 시험방법을 설명하기 위하여 도시한 단면도이다.
도 4는 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 양방향재하시험을 설명하기 위하여 도시한 단면도이다.
도 5는 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 시험결과 (PTP14)를 나타내는 그래프로서, 도 5(a)는 선단지지력 산정값(제1 단계)을 나타내는 그래프이고, 도 5(b)는 하부 및 상부주면마찰력 산정값(제2 및 제3 단계)을 나타내는 그래프이다.
도 6은 강체해석방법의 계산과정을 설명하기 위하여 도시한 도면이다.
도 7은 강체 해석법에 의한 말뚝두부 하중-변위량 곡선을 나타내는 그래프이다.
도 8은 강체해석법으로 해석한 등가 하중-변위량 곡선에서 하중전이곡선 차이로 인한 탄성변향량 차이를 비교하여 나타낸 그래프이다.
도 9는 실제 말뚝과 모델링된 말뚝을 개략적으로 도시한 단면도이다.
도 10은 말뚝의 단위 주면마찰력 분포특성에 대한 일반적인 형상을 나타내는 도면이다.
도 11은 말뚝요소에 대한 하중-변위량 곡선을 이용하여 말뚝 두부의 전체침하량을 산정하는 원리에 대하여 도시한 도면이다.
도 12는 말뚝선단부에 대한 하중-침하량 곡선을 이용하여 임의의 말뚝선단 침하량에 해당하는 선단지지력을 산정한 하중전이곡선을 도시한 도면이다.
도 13은 산정된 하부주면마찰력과 선단지지력을 이용하여 작성된 선단지지력과 하부말뚝에 대한 하중전이곡선을 도시한 도면이다.
도 14는 산정된 상부주면마찰력, 하부주면마찰력 및 선단지지력을 이용하여 작성된 말뚝 전체에 대한 하중전이곡선을 도시한 도면이다.
도 15는 등가 말뚝 두부에 대한 하중-침하량 곡선의 계산 결과값을 도표로 나타낸 도면이다.
도 16은 등가 말뚝 두부에 대한 하중-침하량 곡선을 도시한 도면이다.
본 발명은 양방향 재하시험에 있어서 탄성변형량을 고려한 해석방법에 관한 것으로서, 더욱 자세하게는 탄성변형량과 하중전이과정의 차이를 고려하여 말뚝재하시험의 결과와 거의 일치하는 하중-침하량 곡선을 산정할 수 있도록 탄성변형량 을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법에 관한 것이다.
근래에 여러 가지 이유로 대형 구조물의 필요성이 대두됨에 따라 대규모 하중을 지지할 수 있는 기초가 필요하게 되었으며, 현장타설말뚝은 이러한 경우에 적합하며 시공법도 보편화되어 있다.
말뚝의 설계목적상 말뚝재하시험은 필수적이며 대규모 공사일수록 더욱 더 요구되지만, 설계하중이 수천 톤 이상 되는 구조물의 기초의 경우 말뚝재하시험은 엄청난 비용과 시간이 소요된다.
도 1은 말뚝재하시험을 수행하는 장면을 보여주는 사진이다. 도 1에서 알 수 있는 바와 같이, 말뚝재하시험은 현재까지 전세계적으로 최대 35MN(3500ton) 정도까지 수행되었으며, 그 이상에서는 시험 준비와 안정성 문제로 수행되지 못하고 있다. 즉, 말뚝의 극한하중이 35MN 이상인 경우 말뚝재하시험이 불가능하므로 대체적인 시험방법이 요구된다. 이러한 대체방법으로써 말뚝속에 유압잭을 설치하여 재하시험을 수행하는 양방향 재하시험이 이용된다.
비교적 최근에 개발된 말뚝재하시험방법의 일종인 양방향재하시험 또는 오셀(O-Cell) 시험방법은 미국의 Northwestern 대학의 Osterberg 교수에 의해 제안되어 현장타설말뚝에 대하여 1984년 처음으로 수행되었고, 1987년에는 항타말뚝에 대하여 적용되기도 하였다.
통상적인 말뚝재하시험방법과 오셀(O-Cell) 시험방법과의 가장 큰 차이는 재하장치의 위치와 주면마찰력의 작용방향이다. 도 2에 말뚝재하시험방법과 오셀(O-Cell) 시험방법의 차이를 개략적으로 나타내었다. 말뚝재하시험은 도 2(a)와 같이 사하중을 반력으로 이용하여 말뚝두부에 하중(Qr)을 작용시키게 된다. 말뚝재하시험에서 상부하중(Qr)을 상향으로 작용하는 주면마찰력(Rs)과 선단지지력(Rt)이 지지하게 되며, 이들 지지력 성분은 말뚝속에 설치된 변형율계를 이용하면 쉽게 분리하여 측정할 수 있다.
그러나, 오셀(O-Cell) 시험법에서는 도 2(b)와 같이 말뚝내부(말뚝선단 또는 말뚝중간)에 설치된 일종의 유압잭(O-Cell)을 이용하여 하중을 작용시키게 된다. 즉, 말뚝두부가 아닌 말뚝내부에 설치된 오셀(O-Cell)에 압력을 작용시키면 상하로 팽창하여 말뚝에 압력(Q0)을 작용시킨다. 이때, 주면마찰력(Rs)은 선단지지력(Rt)을 반력으로 이용하며, 반대로 선단지지력은 주면마찰력을 반력으로 이용하게 된다. 오셀(O-Cell) 시험에서는 말뚝이 상향(Upward)으로 이동하기 때문에 주면마찰력의 방향이 말뚝재하시험과 반대로 작용하기 때문이다. 또한, 오셀(O-Cell)을 말뚝선단에 설치할 경우 선단지지력과 주면마찰력이 시험과 동시에 분리 측정된다. 이때, 시험은 선단지지력과 주면마찰력 두 성분 중 어느 한쪽이 극한 하중에 이를 때까지 또는 오셀(O-Cell) 자체의 최대용량에 이를 때까지 수행된다. 오셀(O-Cell) 시험에서는 주면마찰력과 선단지지력이 파괴에 도달하지 않은 경우 Q0 용량의 오셀(O-Cell)을 이용하여 2Q0 의 지지력을 확인할 수 있다.
오셀(O-Cell)을 이용한 시험 결과에 의하여 선단지지력과 주면마찰력을 구하는 방법은 다음과 같다. 오셀(O-Cell)에 가해지는 압력은 압력계를 이용하여 측정 하며, 이 압력에 오셀(O-Cell)의 단면적을 곱하여 오셀(O-Cell)에 작용하는 하중을 산정할 수 있다. 선단지지력은 말뚝재하시험과 작용방향이 동일하므로 오셀(O-Cell)의 작용하중이 선단지지력이 되며, 주면마찰력의 경우는 하중작용 방향이 반대이기 때문에 오셀(O-Cell) 위치보다 위쪽에 해당하는 말뚝의 수중중량(Buoyant Weight)을 제외시켜야 한다. 이를 간단한 식들로 표현하면 다음과 같다.
선단지지력(Rt) = 오셀(O-Cell) 작용하중
주면마찰력(Rs) = 오셀(O-Cell) 작용하중 - 말뚝상부 무게
또한, 오셀(O-Cell)의 팽창량(l)은 오셀(O-Cell)의 하부에 설치된 LVDT(Linear Variable Differential Transducer)나 셀 팽창 변형율계(Cell Expansion Telltale)을 이용하여 측정한다.
또한, 말뚝의 탄성압축량(c)은 오셀(O-Cell)의 상부에서부터 말뚝 두부까지 설치된 변형율계(Telltale)을 이용하여 측정한다.
또한, 말뚝두부의 변위량(t)은 말뚝두부에 설치된 다이얼 게이지를 이용하여 측정한다. 또한 말뚝두부의 이동량과 기준광(Reference Beam)의 이동량은 측량도구로 측정하여 보정시 사용한다.
또한, 오셀(O-Cell)의 상부방향 변위량(u)은 하기와 같이 상기에서 측정된 말뚝의 탄성압축량(c)과 말뚝두부의 변위량(t)의 합이 곧 오셀(O-Cell)의 상부 변위량이 된다.
오셀(O-Cell) 상부방향 변위량(u) = 말뚝의 탄성압축량(c) + 말뚝두부의 변 위량(u)
그리고, 오셀(O-Cell)의 하부방향 변위량(d)은 하기와 같이 상기에서 측정된 오셀(O-Cell) 팽창량(l)으로부터 상기에서 계산된 오셀(O-Cell)의 상부 변위량(u)을 뺀 값이 오셀(O-Cell)의 하부 변위량이 된다.
오셀(O-Cell) 하부방향 변위량(d) = 오셀(O-Cell) 팽창량(l) - 오셀(O-Cell) 상부방향 변위량(u)
다단 오셀(Multi-Level O-Cell)을 이용하여 시험하는 경우를 도 3을 참조하여 설명하면 다음과 같다. 도 3은 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 시험방법을 설명하기 위하여 도시한 단면도이다.
말뚝의 관입이 깊고 설계지지력이 큰 경우, 즉 오셀(O-Cell) 용량의 2배보다 시험하중이 큰 경우에는 도 3과 같이 오셀(O-Cell)을 1곳이 아닌 2곳에 설치하여 시험을 수행할 수 있다. 2단으로 오셀(O-Cell)을 설치한 경우 하기에 설명하는 바와 같이 3단계로 시험이 수행되며, 각각의 지지력 성분이 다음과 같이 결정된다.
선단지지력(EB) = 하부 오셀(Bottom O-Cell) 작용하중
하부주면마찰력(LSS) = 중앙 오셀(Mid O-Cell) 작용하중 + 오셀(O-Cell) 사이의 말뚝 수중중량
상부주면마찰력(USS) = 중앙 오셀(Mid O-Cell) 작용하중 - 상부말뚝 수중중량
1) 제1 단계(선단지지력(EB) 산정)
도 3의 제1 단계와 같이 말뚝 선단부에 설치한 하부 오셀(O-Cell)에 압력을 작용시켜 하부주면마찰력과 상부주면마찰력의 합인 전체 주면마찰력을 반력(점선 화살표로 표시)으로 이용하여 선단지지력(실선 화살표로 표시)을 측정한다. 이 단계에서 선단지지력에 대한 하중-변위량 곡선이 산정되며, 선단지지력의 작용방향은 말뚝재하시험에서 산정되는 선단지지력과 동일한 방향이다.
2) 제2 단계(하부주면마찰력(LSS) 산정)
말뚝 중간부에 설치한 중앙 오셀(O-Cell)에 압력을 가하여 상기 오셀 상부의 말뚝에 대한 상부 주면마찰력(USS)을 반력으로 이용하여 중앙 오셀(O-Cell) 하부의 말뚝에 대한 하부주면마찰력(LSS)을 산정한다. 이때 하부 오셀(O-Cell)을 개방시켜 말뚝선단으로는 하중이 전달되지 않도록 한다. 이 단계에서 하부 주면마찰력에 대한 하중-변위량 곡선이 산정되며, 하부주면마찰력의 작용방향은 말뚝재하시험에서 산정되는 주면마찰력과 동일한 방향이다.
3) 제3 단계(상부주면마찰력(USS) 산정)
하부 오셀(O-Cell)을 막은 후 중앙 오셀(O-Cell)에 압력을 가하여 중앙 오셀(O-Cell) 이하의 주면마찰력과 선단지지력의 합(LSS+EB)을 반력으로 이용하여 중앙 오셀(O-Cell) 상부의 말뚝에 대한 상부주면마찰력(USS)을 산정한다. 이 단계에서 산정되는 상부주면마찰력에 대한 하중-변위량 곡선이 산정되며 상부주면마찰력의 방향은 말뚝재하시험에서 산정되는 주면마찰력과 반대방향이다.
하부주면마찰력과 상부주면마찰력을 산정하는 상기 제2 단계 및 제3 단계 시험은 순서를 서로 달리하여 시험을 수행할 수 있다. 즉 하부 오셀(O-Cell)을 막으면 상부주면마찰력이 측정되고 개방시키면 하부주면마찰력이 측정된다.
이와 같이 측정 및 산정된 값들을 이용하여 강체에 대하여 해석하는 종래의 강체해석방법은 다음과 같다.
각 지지력 성분(주면마찰력 및 선단지지력)에 대한 하중-변위량 곡선은 등가 말뚝두부 하중-변위량 곡선(Equivalent Pile Head Load-Movement Curve : 이하, 등가곡선이라고 함)을 조합하는데 사용된다. 만약 말뚝을 강체라고 가정한다면 하중 작용시 말뚝두부의 변위량과 선단의 변위량은 동일하게 된다. 말뚝두부의 변위량은 주면마찰력-변위량 곡선의 변위량과 선단지지력-변위량 곡선의 변위량이 동일하여야 하며, 말뚝지지력은 동일한 변위량에 대한 주면마찰력과 선단지지력을 합하면 된다. 즉, 각 지지력성분의 하중-변위량 곡선에서 임의의 변위량에 대하여 산정된 각각의 지지력 성분을 합하면 말뚝두부에서의 등가 하중-변위량 곡선이 산정되며 이 방법을 강체해석법이라고 할 수 있다.
주면마찰력과 선단지지력 중 한쪽이 먼저 극한에 도달하고 다른 한쪽의 지지력이 극한에 도달하지 않은 경우에 대하여 등가곡선을 산정할 때 2가지 방법이 사용될 수 있다.
첫 번째 방법은 상당히 보수적인(Conservative) 방법으로써, 극한에 도달하지 않은 성분의 최대하중을 극한으로 가정하는 것이다. 즉, 이 방법에서는 최대시험하중 이후에는 하중이 증가되지 않는다고 가정하는, 즉 동일 하중하에서 말뚝의 침하량이 계속 커진다고 가정하는 것이다. 두 번째 방법은 외삽법(Extrapolation Method)으로써, 최대하중 이후의 하중-변위량 곡선이 포물선이 된다고 가정하고 산정한 곡선을 이용하여 등가곡선을 구하는 방법이다. 두 가지 방법 중 일반적으로 보수적인 방법이 널리 사용되고 있다.
다단으로 오셀(O-Cell)을 설치하여 시험하는 다단 오셀(Multi Level O-Cell) 시험은 지지력 성분이 선단지지력과 주면마찰력으로 분리되는 일단(Single Level)의 경우와 달리, 주면마찰력이 상부주면마찰력과 하부주면마찰력으로 분리된다는 것을 제외하면 일단(Single Level) 시험과 동일하다.
다단 오셀(O-Cell)을 이용한 양방향재하시험을 도 4를 참조하여 설명하면 다음과 같다. 도 4는 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 양방향재하시험을 설명하기 위하여 도시한 단면도이고 도 5는 다단 오셀(O-Cell)을 이용한 시험결과 (PTP14)를 나타내는 그래프로서, 도 5(a)는 선단지지력 산정값(제1 단계)을 나타내는 그래프이고, 도 5(b)는 하부 및 상부주면마찰력 산정값(제2 및 제3 단계)을 나타내는 그래프이다.
도 4에 도시된 바와 같이 오셀(O-Cell)을 2곳에 설치하였으며, 말뚝두부에서 중앙 오셀(O-Cell)까지를 상부말뚝, 양측 오셀(O-Cell) 사이를 하부말뚝으로 구분하였다. 상부말뚝의 길이는 26.9m, 하부말뚝의 길이는 10m이며, 하부 오셀(O-Cell) 바닥에서 말뚝선단까지는 0.5m이고 각 오셀(O-Cell)의 높이는 0.4m이다. 그리고, 상부말뚝의 수중중량(중앙 오셀 상부)은 0.66MN정도이고, 하부말뚝(하부 오셀과 중앙 오셀 사이)의 수중중량은 0.15MN이다.
도 5(a)에서 알 수 있는 바와 같이, 최대선단변위량이 64mm정도가 될 때까지도 선단지지력은 계속 증가하고 있으며, 상부 및 하부말뚝의 변위는 3mm보다 작게 측정되었다. 또한, 도 5(b)에서 알 수 있는 바와 같이, 하부주면마찰력을 산정하기 위한 시험인 제2 단계 시험도중 상부주면마찰력이 먼저 극한에 도달한 관계로 하부말뚝에 대한 주면마찰력의 극한값을 확인할 수 없었으며 이 상태로 시험이 완료되었다.
시험결과를 이용하여 강체해석법을 수행하는 과정을 도 6을 참조하여 설명하면 다음과 같다. 도 6은 강체해석방법의 계산과정을 설명하기 위하여 도시한 도면이다.
예컨대, 말뚝두부의 침하량을 5mm로 가정하면, 선단변위량, 하부말뚝변위량 그리고 상부말뚝의 변위량이 5mm에 해당하는 값을 구하여야 한다. 변위량이 5mm일 때 각 지지력 성분에 대하여 보간법을 적용하면 선단지지력은 2.75MN, 하부주면마찰력은 7.10MN, 그리고 상부주면마찰력은 6.95MN이 산정되므로, 이들 지지력 성분을 합하면 전체지지력은 16.80MN이 산정된다. 이와 같은 계산과정을 반복하면 말뚝두부에 대한 등가 하중-변위량 곡선이 산정된다.
도 7은 강체 해석법에 의한 말뚝두부 하중-변위량 곡선을 나타내는 그래프이다. 비교를 위하여 말뚝재하시험 결과도 함께 나타내었다.
도 7에서 알 수 있는 바와 같이 강체해석법으로 해석한 하중-변위량 곡선은 말뚝재하시험의 하중-변위량 곡선과 큰 차이를 나타내고 있음을 알 수 있으며, 따라서 침하량을 기준으로 말뚝재하시험결과를 판정하는 곳에서는 상기와 같은 해석법을 적용하기가 상당히 곤란한 것으로 나타났다.
이를 다시 말하면, 양방향 재하시험에 대하여 결과를 분석하는 종래의 강체해석방법에서는 말뚝두부 하중-변위량 곡선을 산정하기 위해 말뚝을 강체로 가정하 는 강체해석법을 적용하였으나, 이 방법으로 산정한 곡선은 실제 말뚝의 거동과 매우 큰 차이를 보인다는 문제점이 있으므로, 말뚝의 정확한 침하량 산정을 위해서는 새로운 해석방법의 개발이 절실히 요구된다.
상기와 같은 문제점을 해결하기 위한 본 발명의 기술적 과제는 양방향 재하시험에 대한 결과를 분석하기 위한 해석방법에 있어서 탄성변형량 차이와 하중전이과정의 차이를 고려함으로써 말뚝재하시험의 결과와 거의 일치하는 하중-침하량 곡선을 산정할 수 있고, 그에 따라 말뚝의 침하량을 정확하게 평가할 수 있는 탄성변형량을 고려한 양방향재하시험의 강체해석방법을 제공하는 것이다.
상기의 기술적 과제를 해결하기 위하여 본 발명은,
양방향재하시험의 결과를 분석하여 말뚝두부의 하중-변위량 곡선을 산정하는 해석방법에 있어서,
(a)측정된 말뚝선단 침하량을 이용하여 선단지지력을 산정하는 단계;
(b)상기 말뚝선단 침하량을 이용하여 i번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계;
(c)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력 및 하기 수학식 1을 이용하여 말뚝의 i번째 탄성압축량을 산정하는 단계;
Figure 112006073281281-pat00002
(d)상기 말뚝선단 침하량과 하부말뚝의 탄성압축량을 더하여 말뚝의 i번째 전체침하량을 산정하는 단계;
(e)상기 말뚝의 i번째 전체침하량을 이용하여 i-1번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계;
(f)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력, i-1번째 단위 주면마찰력 및 상기 수학식 2를 이용하여 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 산정하는 단계;
(g)상기 말뚝선단 침하량, 말뚝의 i번째 탄성압축량 및 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 더하여 말뚝의 i-1번째까지의 전체침하량을 산정하는 단계;
(h)말뚝두부에 이를 때까지 상기 (b) 내지 (g)단계를 반복하는 단계;
(i)상기 선단지지력과 i번째 내지 말뚝두부까지의 단위 주면마찰력을 전부 더하여 전체지지력을 산정하는 단계
를 포함하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법을 제공한다.
본 발명의 바람직한 일 구현예에 따르면, 상기 단위 주면마찰력은 각 요소의 말뚝에 대하여 균일한 값을 갖는 것으로 가정한다.
본 발명의 바람직한 다른 구현예에 따르면, 상기 단위 주면마찰력의 분포는 삼각형 또는 사각형의 형태를 갖는 것으로 가정한다.
본 발명의 바람직한 또 다른 구현예에 따르면, 상기 (c) 및 (f)단계에서의 탄성압축량 계산시 상기 단위 주면마찰력의 분포가 삼각형의 형태를 갖는 것으로 가정할 경우, 상기 적분상수(ξ)를 0.67로 적용한다.
본 발명의 바람직한 또 다른 구현예에 따르면, 상기 (c) 및 (f)단계에서의 탄성압축량 계산시 상기 단위 주면마찰력의 분포가 사각형의 형태를 갖는 것으로 가정할 경우, 상기 적분상수(ξ)를 0.5로 적용한다.
본 발명의 바람직한 또 다른 구현예에 따르면, 상기 (c) 및 (f)단계를 수행할 때마다 선단지지력과 주면마찰력을 이용하여 하중-변형량 곡선을 도시하면서 각 탄성압축량을 산정한다.
본 발명의 바람직한 또 다른 구현예에 따르면, 상기 하중-변형량 곡선은 시작점을 말뚝 선단부에서 시작하여 반복계산시마다 점차 위로 도시해간다.
이하에서 첨부된 예시도면에 의거하여 본 발명의 일실시예에 의한 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법을 상세히 설명한다.
먼저, 종래의 강체해석법에서의 문제점을 살펴본 후 그에 따라 상기 문제점을 해결한 본 발명의 일 실시예를 상세히 설명하고자 한다.
고려하중의 차이로 인하여 발생하는 탄성변형량의 차이는 다음과 같다.
종래의 강체해석법에 의한 등가 말뚝두부 하중-변위량 곡선은 도 7에서 알 수 있는 바와 같이 말뚝재하시험에서 산정된 하중-침하량 곡선과 큰 차이를 나타내고 있다. 이와 같은 이유는 말뚝의 길이가 길어질수록 말뚝두부의 변위량 중 말뚝자체의 탄성변형량이 차지하는 비율이 크기 때문이다. 이 현상은 도 8과 같은 하중전이곡선을 관찰함으로써 쉽게 비교할 수 있다.
도 8은 오셀(O-Cell)과 말뚝재하시험의 하중전이곡선 차이로 인한 탄성변향량 차이를 비교하기 위하여 도시한 그래프로서, 도 8(a)는 오셀(O-Cell) 시험시 측정되는 하중전이곡선이며, 도 8(b)는 말뚝재하시험시 측정되는 하중전이곡선이다.
도 8에서 중간 오셀(Middle O-Cell)은 깊이 30m 부근에 설치되었다. 각각의 지지력 성분은 극한에 도달하였으며, 하중전이곡선은 삼각형 형태로써 단위 주면마찰력이 고려구간(상부 및 하부)에서 동일하다고 가정한다. 도 8의 작성에 사용된 말뚝의 제원은 아래와 같다.
a) 말뚝길이는 L=40m이고, 중간 오셀(Middle O-Cell) 위치는 30m로서, 상부말뚝 길이는 LUSS=30m이며, 하부 오셀(Bottom O-Cell) 위치는 40m로서, 하부말뚝 길이는 LUSS=10m이다. 또한, EA=10,000MN로서, 탄성계수는 E=2500kN/㎠이고, 말뚝단면적은 A=4,000㎠이다.
그리고, 극한지지력 성분으로서, 상부주면마찰력은 USS=3MN, 하부주면마찰력은 LSS=2MN, 선단지지력은 EB=4MN, 전체극한지지력은 Qtotal=USS+LSS+EB=9MN이다.
1) O-Cell 시험시 산정되는 탄성변형량
오셀(O-Cell)에 의한 탄성변형량은 도 8(a)를 이용하여 산정할 수 있다. 전체 탄성변형량은 상부말뚝 30m 구간에서 3MN의 극한지지력에 의해 산정되는 탄성변형량과 하부말뚝 10m 구간의 2MN에 의해 산정되는 탄성변형량의 합으로써 하기 수학식 2와 같은 식을 이용하여 계산된다. 즉, O-Cell에서의 탄성변형량은 다음과 같다.
Figure 112006073281281-pat00003
2) 말뚝재하시험 산정되는 탄성변형량
말뚝재하시험에서는 탄성변형량은 도 8(b)의 하중전이곡선을 이용하여 산정할 수 있다. 상부말뚝 30m 구간에서는 9MN과 6MN이 작용하는 경우의 탄성변형량이 되고, 하부말뚝은 6MN과 4MN이 작용하는 경우에 계산되는 탄성변형량으로써 이 둘의 합으로서 수학식 2를 적용하면 다음과 같은 전체 탄성변형량이 계산된다. 즉, 말뚝재하시험의 탄성변형량은 다음과 같다.
Figure 112006073281281-pat00004
이와 같이 오셀(O-Cell)에서 고려되는 탄성변형량은 5.5mm(실제 등가 곡선을 산정하기 위해서는 4.5mm만 이용됨)인데 비하여 말뚝재하시험에서 산정되는 탄성변형량은 27.5mm로써 오셀(O-Cell)에서 평가되는 탄성변형량은 말뚝재하시험에서 산정되는 탄성변형량의 20% 수준으로 매우 작게 평가되고 있다. 즉, 종래의 오셀(O- Cell) 시험에서 산정되는 등가 말뚝두부 하중-변위량 곡선은 극한 하중을 평가하는데 의미가 있지만 침하량을 평가하기에는 문제가 있다.
다음으로, 하중전이과정의 차이로 인하여 발생하는 탄성변형량의 차이는 다음과 같다.
말뚝재하시험은 말뚝두부에 하중을 작용시킨 후 말뚝두부의 침하량을 측정하여 하중-변위량 곡선을 산정하게 된다. 이때 도 9와 같이 말뚝은 스프링과 질량, 말뚝에 작용하는 지지력은 스프링으로 모델링할 수 있다.
도 9는 실제말뚝과 모델링된 말뚝을 개략적으로 도시한 단면도이다. 도 9와 같이 질량과 스프링으로 모델링된 말뚝에서 말뚝두부에 하중을 작용시키면 말뚝두부에서 변위(h)가 발생하게 된다. 즉, 1번 질량의 두부 변위(d1)는 말뚝두부 변위와 동일하게 되고, 2번 질량의 두부변위는 1번 질량하부에 설치된 스프링에서 탄성변위(s1)가 발생되므로 1번 질량의 탄성변위가 제외된 값이 변위가 된다. 이와 같은 과정은 다음과 같이 정리될 수 있다.
말뚝두부 변위량 : h
1번 질량 변위량 : d1 1번 스프링 탄성변형량 : s1
1번 질량 변위량 : d2=d1-s1 2번 스프링 탄성변형량 : s2
:
i번 질량 변위량 : di=di -1-si -1 i번 스프링 탄성변형량 : si
:
선단부 질량 변위량 : dn=dn -1-sn -1
실제로 말뚝은 강체가 아니므로 말뚝두부의 변위와 선단부의 변위는 말뚝의 탄성변형량만큼 차이가 발생하게 된다. 즉, 1단이나 2단으로 오셀(O-Cell)을 설치하여 시험을 실시하는 경우 다음과 같이 해석이 수행되도록 개선되어야 한다. 말뚝두부의 변위량이 5mm라고 가정할 때 상부말뚝의 탄성압축량이 2mm 정도이면 하부말뚝 두부의 변위량은 3mm 정도가 된다. 또한, 하부말뚝의 탄성변위량이 1mm 정도이면 말뚝선단부의 변위량은 2mm가 된다. 즉, 말뚝두부 5mm에 해당하는 하중은, 선단부 변위량이 2mm일 때의 선단지지력과, 하부말뚝의 변위량이 3mm일 때의 하부주면마찰력과, 상부말뚝의 변위량이 5mm일 때의 상부주면마찰력을 합한 것이 된다. 즉, 종래의 강체해석에서와 같이 동일한 변위량에 대하여 상부주면마찰력, 하부주면마찰력 및 선단지지력을 합하여 전체지지력으로 이용하고, 이때의 변위를 이용하는 것은 현실과 상당히 동떨어진 것이다.
따라서, 상기와 같은 사항을 고려한 본 발명의 강체해석방법을 도면을 참조하여 상세히 설명하면 다음과 같다.
먼저, 단위 주면마찰력의 분포 형태와 적분상수를 산정하는 방법에 대하여 설명한다. 말뚝의 단위 주면마찰력 분포 특성에 따라 선단지지력과 주면마찰력의 합으로 표시되는 하중전이곡선의 형태가 변하게 된다. 또한, 하중전이곡선의 형태에 따라 말뚝의 탄성변형량이 변하게 된다. 일반적으로, 말뚝의 단위 주면마찰력의 분포특성은 각 요소의 말뚝에 대하여 균일한 값을 갖는 것으로 가정할 수 있으며, 도 10과 같이 크게 사각형 분포와 삼각형 분포의 2가지로 표시할 수 있고, 이로부터 탄성변형량을 산정할 경우 하기의 수학식 1을 적용할 수 있다.
[수학식 1]
Figure 112006073281281-pat00005
여기서, δi는 i번째 요소의 탄성변형량, Qpi는 i번째 요소하부에 작용하는 지지력, Qsi는 i번째 요소에 작용하는 주면마찰력, Li는 i번째 요소의 말뚝길이, ξ는 단위 주면마찰력 분포 형태에 따라 달라지는 적분상수이다.
상기 ξ값은 사각형 분포의 경우 ξ=0.5 이고, 삼각형 분포의 경우 ξ=0.67 이다.
계산의 편의를 위하여 단위 주면마찰력의 분포는 사각형으로 가정하였으며, 이로부터 삼각형 형태의 하중전이 곡선이 산정되었다. 즉, 삼각형 형태의 하중전이곡선의 면적을 EA로 나눈값이 탄성변형량이 되는 것이다. 삼각형의 면적은 하중과 길이의 곱을 2로 나눈 것 즉, 적분상수 0.5가 사용된 것이므로 수학식 1과 수학식 2는 근본적으로 동일한 공식으로써 수학식 1이 더 일반식이므로 수학식 2는 수학식 1의 일부라 할 수 있다.
말뚝의 단위 주면마찰력 분포 형태 및 하중전이곡선은 말뚝내부에 변형율계를 설치하면 쉽게 산정된다. 말뚝재하시험의 경우 하중을 말뚝두부에서 작용시키기 때문에 지금까지 설명한 단위 주면마찰력 분포 형태로부터 탄성압축량을 쉽게 계산해 낼 수 있으며 만약 변형율계(Telltale)을 설치하였다면 비교도 쉽게 이루어진다. 오셀(O-Cell) 시험에서도 변형율계를 설치하여 단위 주면마찰력 분포 형태를 파악할 수 있지만, 하중의 작용방향이 반대인 관계로 주면마찰력은 말뚝하부에서부터 발휘되기 시작한다. 즉, 변형율계를 사용하여 단위 주면마찰력의 분포 형태를 정확하게 파악하더라도 두부에서의 등가곡선을 산정할 때 적용할 수 있는 탄성변형량 계산에 적용될 수 없다. 이와 같은 이유로 등가곡선의 탄성변형량 계산시 단위 주면마찰력의 분포 형태는 사각형으로 가정하며 적분상수는 0.5를 적용한다.
다음으로, 변위량 및 지지력을 산정하는 원리에 대하여 설명한다.
말뚝침하량과 전체지지력 산정에 적용되는 원리는 위에서 이미 설명하였으며, 2단으로 오셀(O-Cell)을 설치하여 시험한 경우는 말뚝요소를 2개로 나눈 것에 해당한다. 말뚝요소에 대한 하중-변위량 곡선을 이용하여 말뚝두부의 전체침하량을 산정하는 원리를 도 11에 나타내었으며 기본 개념은 하기의 수학식 3, 수학식 4 및 수학식 5와 같으며, 이들 식으로부터 산정되는 말뚝두부의 전체침하량은 하기의 수학식 6과 같이 정리된다.
Figure 112006073281281-pat00006
Figure 112006073281281-pat00007
Figure 112006073281281-pat00008
Figure 112006073281281-pat00009
여기서, Shead는 말뚝두부 전체침하량, SUSS는 상부말뚝 전체침하량, δUSS는 상부말뚝 탄성변형량, nUSS는 상부말뚝 순수침하량, SLSS는 하부말뚝 전체침하량, δLSS는 하부말뚝 탄성변형량, nLSS는 하부말뚝 순수침하량, SEB는 말뚝선단 침하량이다.
또한, 말뚝의 전체지지력은 하기의 수학식 7과 같이 표시된다.
Figure 112006073281281-pat00010
여기서, Qtotal은 전체지지력, USS는 상부주면마찰력, LSS는 하부주면마찰력, EB는 선단지지력이다.
이와 같이 말뚝두부의 침하량을 산정하기 위해서는 오셀(O-Cell) 시험시 상부말뚝과 하부말뚝의 전체침하량과 순수침하량을 측정하여야 하고, 탄성변형량은 시험시 측정된 값을 사용해서는 안되며 하중전이곡선을 이용하여 산정되어야 한다.
말뚝속에 변형율계를 설치하여 말뚝재하시험을 수행하면 하중전이곡선의 시 작점은 말뚝두부에서 측정된 변형율 값을 이용하는 것이 정확하고 바람직하다.
그러나, 오셀(O-Cell) 시험의 하중전이곡선의 시작점은 말뚝선단부를 이용하는 것이 훨씬 정확하고 편리하다. 만약 하중전이곡선을 말뚝두부에서부터 시작하면 상부말뚝과 하부말뚝의 탄성변형량 계산을 위하여 수많은 시행착오 과정이 필요하므로, 시간이 훨씬 더 많이 소요되며 현장에서 적용하기에는 너무 복잡해진다. 현재까지 말뚝두부에서부터 하중전이곡선을 작성하려는 방법이 시도되고 있기 때문에 오셀(O-Cell) 시험의 하중-변위량 곡선법의 개발이 이루어지지 않은 것이다.
다음으로, 선단지지력 성분을 산정하는 방법을 설명하면 다음과 같다.
상기에서 설명한 바와 같이 하중전이곡선은 말뚝선단에서부터 이루어져야 하며, 말뚝선단부에 대한 하중-침하량 곡선은 도 11의 말뚝선단부에 표시된 것과 같이 산정할 수 있다. 이 곡선에서 임의의 말뚝선단 침하량에 해당하는 선단지지력을 산정하여 하중전이곡선으로 표시하면 도 12와 같이 표시할 수 있다. 도 12에는 선단지지력(EB)과 이에 해당하는 선단침하량(SEB)을 표시하였다. 말뚝선단부에서는 탄성압축량이 없기 때문에 선단부 전체침하량과 선단부 순수침하량이 동일하다. 선단지지력은 다음과 같이 임의의 선단침하량에 대하여 산정된다.
EB(선단지지력) ← SEB(말뚝선단 침하량)
다음으로, 하부주면마찰력 성분을 산정하는 방법을 설명하면 다음과 같다.
하부말뚝에 대한 하중-침하량 곡선은 도 11의 하부말뚝에 표시된 것과 같이 3개의 곡선으로 분리될 수 있다. 즉, 하부말뚝 두부에 대한 하중-침하량 곡선은 (1) 하중-하부말뚝 전체침하량 곡선, (2) 하중-하부말뚝 탄성변형량 곡선 그리고 (3) 전체침하량에서 탄성변형량을 제외한 값을 이용하여 하중-하부말뚝 순수침하량 곡선으로 분류된다. 하중-하부말뚝 순수침하량 곡선은 하부말뚝 선단부에 표시하였다. 하부말뚝의 순수침하량(nLSS)은 식(5)에서와 같이 말뚝선단 침하량(SEB)과 동일하므로 도 12 작성시 이용한 말뚝선단 침하량(SEB)을 이용하여 하부주면마찰력을 산정할 수 있다.
LSS(하부주면마찰력) ← nLSS(하부말뚝 순수침하량) ← SEB(말뚝선단 침하량)
이와 같은 방법으로 산정된 하부주면마찰력과 위에서 산정된 선단지지력을 이용하여 도 13과 같은 선단지지력과 하부말뚝에 대한 하중전이곡선을 작성할 수 있다. 하중전이곡선 작성시 주의할 점은 단위 주면마찰력은 하부말뚝전체에 대하여 동일하다고 가정하였으므로 하부주면마찰력에 대한 하중전이곡선의 형태가 역삼각형 형태를 취하게 된다.
도 13의 하중전이곡선을 이용하면 하부말뚝에 대한 탄성압축량을 쉽게 산정할 수 있다. 하부말뚝의 탄성압축량은 도 13과 상기의 수학식 2를 이용할 수 있으며, 적분상수는 0.5를 이용하여 하기 수학식 8과 같이 풀이하여 정리할 수 있다. 수학식 8과 산정된 하부말뚝의 탄성변형량과 선단침하량을 합하면 하부말뚝의 전체침하량은 수학식 9와 같으며, 이는 이미 상기의 수학식 4에 표시되어 있다.
Figure 112006073281281-pat00011
Figure 112006073281281-pat00012
여기서, δLSS는 하부말뚝 탄성변형량, SLSS는 하부말뚝 전체침하량, SEB는 말뚝선단 침하량, LSS는 하부주면마찰력, EB는 선단지지력이다.
다음으로, 상부주면마찰력 성분을 산정하는 방법을 설명하면 다음과 같다.
상부말뚝에 대한 하중-침하량 곡선은 하부말뚝에 대한 하중-침하량 곡선과 유사하며 도 11의 상부말뚝에 표시된 것과 같이 3개의 곡선으로 분리될 수 있다. 즉, 상부말뚝 두부에 대한 하중-침하량 곡선은 (1)하중-하부말뚝 전체침하량 곡선, (2)하중-상부말뚝 탄성변형량 곡선 그리고 (3)전체침하량에서 탄성변형량을 제외한 값을 이용하여 하중-상부말뚝 순수침하량 곡선으로 분류된다. 하중-상부말뚝 순수침하량 곡선은 상부말뚝 선단부에 표시하였다. 상부말뚝의 순수침하량(nUSS)은 수학식 4에서와 같이 하부말뚝 전체침하량(SLSS)과 동일하므로 도 12 작성시 이용한 하부말뚝 전체침하량(SLSS)을 이용하여 상부주면마찰력을 산정할 수 있다.
USS(상부주면마찰력)←nUSS(상부말뚝 순수침하량)←SLSS(하부말뚝 전체침하량)
이와 같이 산정된 상부주면마찰력과 위에서 산정된 하부주면마찰력과 선단지 지력을 이용하여 도 14와 같이 말뚝전체에 대한 하중전이곡선을 작성할 수 있다. 하중전이곡선 작성시 주의할 점은, 상부말뚝에 대한 단위 주면마찰력도 하부말뚝에 대한 단위 주면마찰력과 마찬가지로 상부말뚝 전체에 대하여 동일하다고 가정하였으므로, 상부주면마찰력에 대한 하중전이곡선의 형태가 역삼각형 형태를 취하게 된다.
도 14의 하중전이곡선을 이용하면 상부말뚝에 대한 탄성압축량을 쉽게 산정할 수 있다. 상부말뚝의 탄성압축량은 도 10과 수학식 2를 이용할 수 있으며, 적분상수는 0.5를 이용하여 하기 수학식 10과 같이 풀이하여 정리할 수 있다.
Figure 112006073281281-pat00013
수학식 10과 산정된 상부말뚝의 탄성변형량 및 하부말뚝의 전체침하량을 합하면 상부말뚝의 전체침하량은 하기 수학식 11과 같으며, 이는 이미 수학식 3에 표시되어 있는데, 이 값이 바로 말뚝의 전체침하량이 되는 것이다.
Figure 112006073281281-pat00014
이와 같은 과정을 통하여 말뚝두부에서 산정된 하중이 전체하중으로 되며, 하기 수학식 12와 같이 표현된다.
Figure 112006073281281-pat00015
상기 수학식 10 내지 수학식 12에 있어서, Shead는 말뚝두부 전체침하량, SUSS는 상부말뚝 전체침하량, SLSS는 하부말뚝 전체침하량, δUSS는 상부말뚝 탄성변형량, δLSS는 하부말뚝 탄성변형량, SEB는 말뚝선단 침하량, USS는 상부주면마찰력, LSS는 하부주면마찰력, EB는 선단지지력이다.
다음으로, 상기의 수학식들과 산정된 각각의 값들을 이용하여 전체지지력을 계산하는 절차에 대하여 설명하면 다음과 같다.
오셀(O-Cell) 시험시 상부주면마찰력에 대한 순수변위량(Net Upward Movement)과 하부주면마찰력에 대한 순수변위량(Net Downward Movement)을 산정하고, 이들 지지력 성분에 대하여 수학식 8과 수학식 10을 적용하여 탄성변형량을 계산한다. 이와 같은 과정을 통하여 산정된 각각의 탄성변형량 및 전체침하량 그리고 전체지지력을 산정하는 과정과 그 결과를 도 15의 표에 정리하였으며 계산 예도 함께 나타내었다.
선단지지력에 대한 하중-침하량 결과에서 선단침하량에 대한 선단지지력과 하부주면마찰력을 산정하여야 한다. 상기 도 15의 표를 참조하여 설명하면, 예를 들어, 선단침하량이 2.75mm인 경우 선단지지력은 1.89MN이 된다. 그리고, 하부주면마찰력은 하부말뚝의 순수침하량이 2.65mm와 2.85mm일 때의 하부주면마찰력을 보간법(Interpolation)으로 산정하면 4.83MN으로 산정된다. 선단지지력이 1.89MN이고 하부주면마찰력이 4.83MN이므로 수학식 8을 이용하여 하부말뚝의 탄성변형량을 계산하면 1.52mm가 산정되며 하부말뚝의 전체침하량은 순수침하량과 탄성변형량의 합인 4.27mm가 산정된다.
여기서 산정된 4.27mm는 하부말뚝의 전체침하량, 즉 상부말뚝의 순수침하량이 되므로, 상부말뚝의 하중-순수침하량 결과를 이용하여 보간법을 적용하면, 상부주면마찰력은 7.38MN이 얻어진다. 또한, 상부말뚝의 탄성변형량은 수학식 10을 적용하여 산정하면 9.91mm로 계산된다. 상부말뚝의 순수침하량 4.27mm와 상부말뚝의 탄성변형량 9.91mm을 합하면 상부말뚝의 전체침하량, 즉 말뚝두부의 전체침하량인 14.18mm가 계산된다. 그리고, 전체침하량 14.18mm은 상부주면마찰력(7.38MN), 하부주면마찰력(4.83MN) 그리고 선단지지력(1.89MN)의 합인 14.11MN에 해당하는 전체지지력이 된다.
이 과정을 반복하여 도 15와 같은 표를 얻을 수 있으며, 도 16과 같은 등가 말뚝두부 하중-침하량 곡선이 산정된다. 도 16에는 말뚝재하시험 결과와 오셀(O-Cell)의 강체해석방법 결과도 함께 표시하였다. 본 발명에 의한 탄성해석방법에 의할 경우 말뚝재하시험 결과로부터 산정된 하중-침하량 곡선과 거의 일치함을 알 수 있다.
본 발명에 따르면 양방향재하시험에 대한 결과를 분석하기 위한 강체해석방법에 있어서 탄성변형량의 차이와 하중전이과정의 차이를 고려함으로써 말뚝재하시험의 결과와 거의 일치하는 하중-침하량 곡선을 산정할 수 있고, 그에 따라 말뚝의 침하량을 정확하게 평가할 수 있는 효과가 있다.

Claims (7)

  1. 양방향재하시험의 결과를 분석하여 말뚝두부의 하중-변위량 곡선을 산정하는 해석방법에 있어서,
    (a)측정된 말뚝선단 침하량을 이용하여 선단지지력을 산정하는 단계;
    (b)상기 말뚝선단 침하량을 이용하여 i번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계;
    (c)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력 및 하기 수학식 1을 이용하여 말뚝의 i번째 탄성압축량을 산정하는 단계;
    <수학식 1>
    Figure 112006073281281-pat00016
    (d)상기 말뚝선단 침하량과 하부말뚝의 탄성압축량을 더하여 말뚝의 i번째 전체침하량을 산정하는 단계;
    (e)상기 말뚝의 i번째 전체침하량을 이용하여 i-1번째 단위 주면마찰력을 산정하는 단계;
    (f)상기 선단지지력, i번째 단위 주면마찰력, i-1번째 단위 주면마찰력 및 상기 수학식 2를 이용하여 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 산정하는 단계;
    (g)상기 말뚝선단 침하량, 말뚝의 i번째 탄성압축량 및 말뚝의 i-1번째 탄성압축량을 더하여 말뚝의 i-1번째까지의 전체침하량을 산정하는 단계;
    (h)말뚝두부에 이를 때까지 상기 (b) 내지 (g)단계를 반복하는 단계;
    (i)상기 선단지지력과 i번째 내지 말뚝두부까지의 단위 주면마찰력을 전부 더하여 전체지지력을 산정하는 단계
    를 포함하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  2. 제1항에 있어서, 상기 단위 주면마찰력은 각 요소의 말뚝에 대하여 균일한 값을 갖는 것으로 가정하는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  3. 제1항에 있어서, 상기 단위 주면마찰력의 분포는 삼각형 또는 사각형의 형태를 갖는 것으로 가정하는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  4. 제3항에 있어서, 상기 (c) 및 (f)단계에서의 탄성압축량 계산시 상기 단위 주면마찰력의 분포가 삼각형의 형태를 갖는 것으로 가정할 경우, 상기 적분상수(ξ)를 0.67로 적용하는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  5. 제3항에 있어서, 상기 (c) 및 (f)단계에서의 탄성압축량 계산시 상기 단위 주면마찰력의 분포가 사각형의 형태를 갖는 것으로 가정할 경우, 상기 적분상수 (ξ)를 0.5로 적용하는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  6. 제1항에 있어서, 상기 (c) 및 (f)단계를 수행할 때마다 선단지지력과 주면마찰력을 이용하여 하중-변형량 곡선을 도시하면서 각 탄성압축량을 산정하는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
  7. 제6항에 있어서, 상기 하중-변형량 곡선은 시작점을 말뚝 선단부에서 시작하여 반복계산시마다 점차 위로 도시해가는 것을 특징으로 하는 탄성변형량을 고려한 양방향 재하시험의 해석방법.
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Cited By (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN102587426A (zh) * 2012-04-05 2012-07-18 铁道第三勘察设计院集团有限公司 基于触探技术估算桩基承载力的分析方法
CN103437381A (zh) * 2013-07-26 2013-12-11 上海岩土工程勘察设计研究院有限公司 群桩拖带叠加沉降量评估处理方法
CN106320399A (zh) * 2016-10-31 2017-01-11 交通运输部公路科学研究所 考虑受荷过程影响的服役桥梁桩基础侧摩阻力计算方法
CN106948386A (zh) * 2017-04-10 2017-07-14 中国建筑西南勘察设计研究院有限公司 一种填土侧摩阻力模型试验装置及其试验方法
CN109520833A (zh) * 2018-12-04 2019-03-26 中航勘察设计研究院有限公司 一种基于振动环境的珊瑚砂次压缩系数的测试方法

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR100588761B1 (ko) 2005-03-25 2006-06-09 (주)지 텍크 고압재하시스템을 이용한 양방향 선단 유압재하장치를 통한대구경 현장타설 철근콘크리트말뚝의 지지력 측정장치 및측정방법

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR100588761B1 (ko) 2005-03-25 2006-06-09 (주)지 텍크 고압재하시스템을 이용한 양방향 선단 유압재하장치를 통한대구경 현장타설 철근콘크리트말뚝의 지지력 측정장치 및측정방법

Cited By (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN102587426A (zh) * 2012-04-05 2012-07-18 铁道第三勘察设计院集团有限公司 基于触探技术估算桩基承载力的分析方法
CN102587426B (zh) * 2012-04-05 2014-05-28 铁道第三勘察设计院集团有限公司 基于触探技术估算桩基承载力的分析方法
CN103437381A (zh) * 2013-07-26 2013-12-11 上海岩土工程勘察设计研究院有限公司 群桩拖带叠加沉降量评估处理方法
CN103437381B (zh) * 2013-07-26 2015-11-18 上海岩土工程勘察设计研究院有限公司 群桩拖带叠加沉降量评估处理方法
CN106320399A (zh) * 2016-10-31 2017-01-11 交通运输部公路科学研究所 考虑受荷过程影响的服役桥梁桩基础侧摩阻力计算方法
CN106948386A (zh) * 2017-04-10 2017-07-14 中国建筑西南勘察设计研究院有限公司 一种填土侧摩阻力模型试验装置及其试验方法
CN109520833A (zh) * 2018-12-04 2019-03-26 中航勘察设计研究院有限公司 一种基于振动环境的珊瑚砂次压缩系数的测试方法
CN109520833B (zh) * 2018-12-04 2022-07-01 中航勘察设计研究院有限公司 一种基于振动环境的珊瑚砂次压缩系数的测试方法

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