KR101789967B1 - 풍화토와 풍화암반의 sda매입말뚝 선단지지력 산정방법 - Google Patents

풍화토와 풍화암반의 sda매입말뚝 선단지지력 산정방법 Download PDF

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Abstract

본 발명은, 구조물이 축조될 지반으로부터 하방으로 길게 천공되어 형성된 천공홀에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서, 풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식은, qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N' : N'값의 누계관입량, cm)이다.
이러한 본 발명은, 다양한 지지지반과 말뚝규격을 여러 현장에서 시험시공과 재하시험을 수행하므로, 매입말뚝의 표준설계 및 시공컨설팅기법의 체계를 확립하게 되었고, 그 결과, 과소 설계지지력을 적용하는 문제는 물론이고 설계와 시공오류로 인해 시공법과 말뚝길이가 변경되어 공사비가 증액되고 공사기간이 연장되는 문제가 해소되며, 큰 설계지지력을 안전하면서 경제적으로 적용할 수 있게 된다. 이와 같이 체계화된 표준설계 및 시공컨설팅을 수행하면서 확보한 현장의 수많은 시험자료를 분석하여 개발된 경험식에 의해, 풍화토와 풍화암반에 지지시켜 표준설계 및 시공기법에 따라 시공하는 SDA매입말뚝의 선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있다.

Description

풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법{Estimating method of the end bearing capacity of SDA augered piles on residual soil and weathered rock mass}
본 발명은 일부 공공기관에서 풍화암반으로 분류하는 풍화토와 표준관입시험이 가능한 풍화암반의 매입말뚝 단위선단지지력 산정방법에 관한 것으로, 다양한 지지지반과 말뚝규격을 여러 현장에서 시험시공과 재하시험을 수행하여서, 매입말뚝의 표준설계 및 시공컨설팅기법의 체계를 확립하고, 체계화된 표준설계 및 시공컨설팅을 수행하면서 확보한 현장의 수많은 시험자료를 분석하여 풍화토와 풍화암반에 지지시켜 표준설계 및 시공기법에 따라 시공하는 SDA매입말뚝의 선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있는 방법에 관한 것이다.
일반적으로 기성말뚝 시공법에는 타입(打入)말뚝공법과 매입(埋入)말뚝공법이 있다. 타입말뚝공법은 해머(hammer)의 타격에너지를 이용하여 말뚝을 지반에 관입시키는 방식이기 때문에 타입공법이 가능한 지반 및 말뚝조건에서는 설계지지력 확보와 시공품질관리가 용이하다. 그러나 소음과 지반진동의 건설공해가 우려되는 환경조건의 현장과 자갈 또는 전석(轉石, 호박돌, boulder)이 매립된 지층과 퇴적된 지층, 핵석(核石, core stone)이 분포하는 풍화대 지반조건에서는 타입말뚝공법으로 말뚝을 시공하는 것이 불가능하다. 이에 대한 대책으로 중굴공법, 선굴착공법 및 회전관입공법과 같은 매입말뚝공법을 적용할 수 있다.
매입말뚝공법은 일본에서 1961년경부터 개발하기 시작하여 1966년에 시공법이 확립되었으며 1968년에 소음규제법, 1976년에 진동규제법이 시행되면서 대다수 현장에서 본격적으로 적용해온 일본의 대표적인 말뚝시공법이다. 우리나라에는 1987년에 일본으로부터 SIP(Soil-cement Injected precast Pile)공법이 도입되었으며, 1994년 건설공사에 대한 소음 및 진동규제법 공포를 계기로 매입말뚝공법을 본격적으로 적용하기 시작하였다. 현재 국내에서는 SIP공법의 문제점을 모두 개선한 SDA(Separated Doughnut Auger)공법이 개발되어 기성말뚝의 90% 이상은 이 공법으로 시공하고 있다(채수근, 1997, 2000, 2002, 2007; 채수근 등, 2007, 2008, 2013, 2015).
일본은 매입공법을 본격적으로 적용하면서 사질토와 점성토지반에 시공하는 매입말뚝의 지지력 산정식을 1978년 건설성 고시 제 1623호에서 처음으로 제시하였으며, 현재 여러 시공법별로 매입말뚝의 허용지지력 산정식이 제안되고 건설성으로부터 인정되어 현장에 적용하고 있다(일본 콘크리트말뚝 건설기술협회, 2006). 그러나, 암반을 지지층으로 하는 매입말뚝의 지지력 추정식은 확립되지 않아 말뚝관련 5개 협회에서 암반의 특성에 따른 지지력 추정식 연구를 공동으로 진행하고 있다(田 晶規, 河野 哲也, 日本 기초공, 2016).
우리나라는 건설부(1986)에서 미국의 착공말뚝(bored pile) 지지력 산정식을 매입말뚝의 지지력 산정식으로 처음으로 도입되고, 한국지반공학회(구조물기초설계기준, 1997)에서 선굴착 기성말뚝의 선단지지력을 타입말뚝의 1/3~1/2로 감소시켜 산정하는 지지력 산정식을 제안하여 10년간 이용하였다. 그러나, 이와 같은 산정식으로 구한 지지력이 현장 값과 큰 차이나는 것으로 확인되면서 정량적인 지지력 추정식에 대한 연구가 대학과 정부기관 및 기업에서 본격적으로 진행되었다. 같은 시기에 대한건축학회(건축기초구조설계기준, 2005)는 사질토와 점성토지반에 지지시켜 시공하는 매입말뚝의 산정식을 일본으로부터 도입하였으며, 국토해양부와 대한토목학회(도로교설계기준해설, 2008) 모래층, 사력층 및 점성토층의 지지력 산정식을 일본에서 도입하였다. 현재 한국지반공학회(구조물기초설계기준해설, 2009, 2015)에서는 대한건축학회(건축기초구조설계기준, 2005), 국토해양부와 대한토목학회(도로교설계기준해설, 2008) 및 대한주택공사(2008) 산정식을 공식적으로 채택하고 있다.
그러나, 대한건축학회와 대한토목학회에서 제안하는 산정식은 우리나라의 지반조건과 매입말뚝 시공방법이 매우 다른 일본에서 개발한 것이므로 국내현장에 적용성이 매우 낮으며, 말뚝선단 지지층이 기반암인 경우 적용할 수 없는 실정이다.
이러한 문제점을 해결하고자 채수근(2007a,b)은 풍화토와 풍화암반 지지층에서 단위선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있는 경험식을 10년 동안 연구하여 제안하였으며, 말뚝재료와 천공장비의 낮은 규격으로 인해 작은 직경과 강도의 말뚝을 사용하여 작은 설계지지력을 채택하는 설계와 시공조건에서는 성공적으로 이용되었다.
최근에 구조물의 대형화와 건물의 초고층화로 인해 큰 설계지지력이 요구됨에 따라 천공능력이 향상된 대형장비를 외국에서 도입하여 대구경 및 초고강도 PHC말뚝을 풍화토와 풍화암반 지지층에 시공하고 있지만 기존의 어떤 지지력 산정식도 더 이상 적용할 수 없게 되었다. 이러한 국내 여건을 고려할 때 매입말뚝의 단위선단지지력을 정량적으로 평가할 수 있는 새로운 산정식 개발이 매우 시급한 실정이다.
즉, 지금까지 국내에는 암종(岩種), 암반 분류와 풍화 정도, 표준관입시험치(N'값), 시공법, 말뚝규격에 따라 선단지지력을 정밀하게 평가할 수 있는 산정식을 개발하지 않고 주로 외국의 지지력 산정식에 의존해 왔다. 그런데 이 식들은 우리나라의 지반조건과 다를 뿐만 아니라 매입말뚝 시공방법이 다른 조건에서 개발되어 실제와 많이 다르며, 말뚝선단 지지층이 암반인 경우 더 큰 차이를 보여 현장에 적용할 수 없다. 반면에 대한주택공사(2008)에서 국내 현장의 SIP(Soil-cement Injected Precast pile)매입공법으로 매입말뚝을 시공하고 말뚝재하시험하여 얻은 시험자료로 지지력 산정식을 개발하였지만 풍화토에서는 과대평가하는 반면에 풍화암반에서는 과소평가하는 것으로 확인되었다.
그 결과 과소 또는 과대한 설계지지력을 설계에 적용하면서 설계지지력에 미달하거나 천공방법 변경으로 인한 공사비 증액과 공사기간이 연장되는 사례가 국내 여러 현장에서 자주 발생하였다.
더군다나 수년전부터 토목구조물의 대형화와 장대(長大)화, 건축물의 대형화와 고층화 및 기둥식구조의 증가에 따라 큰 설계지지력이 요구되면서 2010년부터 대구경(Φ700~Φ1200mm) 및 초고강도PHC말뚝(110MPa)이 개발되어 세계 최고수준의 말뚝을 사용하게 됨에 따라 이러한 말뚝을 시공하기 위해 천공능력이 향상된 대형장비가 일본과 중국에서 도입되었다.
그러나 중구경과 대구경 및 초고강도말뚝에 대한 표준설계 및 시공기법이 개발되지 못하여 과소한 설계지지력을 적용하므로 대구경 및 초고강도말뚝은 비경제적인 말뚝기초공법으로 인식되었다.
등록특허 제10-0752323호
상술한 문제점을 해결하기 위한 본 발명의 목적은, 다양한 지지지반과 말뚝규격을 여러 현장에서 시험시공과 재하시험을 수행하여서, 매입말뚝의 표준설계 및 시공컨설팅기법의 체계를 확립하도록 한 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법을 제공하는데 있다.
본 발명의 다른 목적은, 체계화된 표준설계 및 시공컨설팅을 수행하면서 확보한 현장의 수많은 시험자료를 분석하여 풍화토와 풍화암반에 지지시켜 표준설계 및 시공기법에 따라 시공하는 SDA매입말뚝의 선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있는 방법을 제공하는데 있다.
이와 같은 목적을 달성하기 위한 일부 공공기관에서 풍화암반으로 분류하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법은, 구조물이 축조될 지반으로부터 하방으로 길게 천공되어 형성된 천공홀에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서, 일부 공공기관에서 풍화암반으로 분류하는 풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식,
qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N' : N'값의 누계관입량, cm)
(여기서, N'값은 말뚝선단 지반의 표준관입시험치로서, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값임)인 것을 특징으로 한다.
본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법의 다른 특징은, 풍화토의 단위선단지지력(qp)은 10,000~13,000kN/㎡ 정도로써 N'값과 200~260N′범위이다.
본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법의 다른 특징은, 풍화암반의 단위선단지지력(qp)은 13,500~20,000kN/㎡로써 N'값과 270~400N' 범위이다.
본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법의 또 다른 특징은, 변성암 및 화성암에서는 상기 상관식의 산정값을 적용하고, 퇴적암에서는 상기 상관식에서 산출된 단위선단지지력(qp)의 산정값에서 10% 감소된 산정값을 적용한다.
상술한 동일한 목적을 달성하기 위한 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법은, 매입말뚝의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝에 부착되고 타격으로 인해 매입말뚝에 발생되는 변형률을 측정하는 변형률계(strain transducer); 매입말뚝의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝에 부착되는 가속도계(accelerometer); 매입말뚝의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝을 타격하는 해머(hammer); 항타시 변형률계 및 가속도계로부터 측정된 아날로그(analogue)신호에 대해 시그널 컨디셔닝(signal conditioning)을 실시하여 시간에 대한 힘과 속도의 파형으로 나타내고 A/D(Analogue to Digital)변환기를 통해 시간에 대한 힘과 속도를 디지털데이터(digital data)로 변환하여 저장하며, 타격응력, 타격에너지, 말뚝의 변위, 건전도 등의 측정 결과치를 극한지지력과 함께 화면에 나타내는 항타분석기(PDA, Pile Driving Analyzer)를 포함하여서 이루어지며; 변형률계는 타격으로 인하여 말뚝에 발생하는 변형률을 직접 측정하고, 상기 변형률은 항타분석기에 의해 말뚝의 단면적 및 탄성계수와의 관계식으로부터 힘을 산정하며; 가속도계로부터 측정된 가속도는 항타분석기에 의해 적분되어 속도 및 변위로 변환되고; 해머는 최대 시험하중의 2~3% 이상의 램(ram) 중량을 가지며; 매입말뚝의 직경이 1000mm 이상 되는 대구경 말뚝의 경우, 항타분석기는, 편타에 의한 데이터 값의 오차를 줄이기 위해 8채널 이상 사용되고, 변형률계 및 가속도계는, 4세트(set) 이상 사용되는 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력 산정시스템을 이용하여 풍화토 또는 풍화암반에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서, 지상부분의 길이가 3D(D:말뚝직경) 이상인 시험말뚝을 준비하는 시험말뚝 준비단계; 시험말뚝 두부로부터 1.5~2.0D되는 지점에 드릴을 사용하여 대칭으로 각각 한 쌍의 구멍을 천공하는 시험말뚝 천공단계; 천공한 상기 구멍에 고강도 볼트를 사용하여 변형률계(strain transducer)와 가속도계(accelerator)를 부착하는 변형률계 및 가속도계 체결단계; 항타분석기에 현장명과, 말뚝길이, 단면적, 탄성계수 등의 초기값과, 변형률계 및 가속도계의 위치와, 검정계수(calibration factor)를 입력하는 데이터 입력단계; 시험말뚝을 타격하기 위하여 해머를 시험말뚝에 거치하고, 편타가 생기지 않도록 해머와 시험말뚝의 축선이 일치하도록 하는 타격 준비단계; 변형률계 및 가속도계의 매입 케이블을 항타분석기에 연결하고 변형률계 및 가속도계의 점검 테스트를 실시하여 이상 유무를 확인하는 변형률계 및 가속도계 테스트단계; 상기 변형률계 및 가속도계 테스트단계 후 변형률계 및 가속도계에 이상이 없으면 초기 타격을 1~2회 실시하여 초기 입력치를 조정하는 초기입력치 조정단계; 상기 초기입력치 조정단계를 통해 초기 입력값을 조정한 후 복수 회 타격하여 가속도계와 변형률계로 힘과 속도를 측정하고, CAPWAP(Case Pile Wave Analysis Program) 해석을 위해 데이터를 저장하는 데이터 수집단계를 포함하여 이루어지며; 수집된 상기 데이터를 이용하여서 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 선단지지력 산정단계를 포함하며; 풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식,
qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N' : 누계관입량, cm)
(여기서, N'값은 말뚝선단 지반의 표준관입시험치로서, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값임)이다.
이상에서와 같은 본 발명은, 다양한 지지지반과 말뚝규격을 여러 현장에서 시험시공과 재하시험을 수행하므로, 매입말뚝의 표준설계 및 시공컨설팅기법의 체계를 확립하게 되었고, 그 결과, 과소 설계지지력을 적용하는 문제는 물론이고 설계와 시공오류로 인해 시공법과 말뚝길이가 변경되어 공사비가 증액되고 공사기간이 연장되는 문제가 해소되며, 큰 설계지지력을 안전하면서 경제적으로 적용할 수 있게 된다.
이와 같이 체계화된 표준설계 및 시공컨설팅을 수행하면서 확보한 현장의 수많은 시험자료를 분석하여 개발된 경험식에 의해, 풍화토와 풍화암반에 지지시켜 표준설계 및 시공기법에 따라 시공하는 SDA매입말뚝의 선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있다.
도 1은 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 가능한 사질토층, 점성토층 및 풍화대를 천공하고 말뚝을 시공하는 순서도
도 2는 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 불가능한 자갈 또는 전석(호박돌, boulder) 매립층과 퇴적층, 핵석(core stone)이 분포하는 풍화대를 개량해머 또는 정해머로 천공하여 말뚝을 시공하는 순서도
도 3은 동정재하시험 하중-침하량 곡선을 보인 그래프
도 4는 시간경과에 따른 선단 및 마찰지지력의 분담률 변화(data 2529개)를 보인 그래프
도 5는 시간경과에 따른 단위선단지지력의 증가률(data 76개)을 보인 그래프
도 6은 풍화암반의 단위선단지지력과 N'값의 관계를 나타낸 그래프
도 7은 암종별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프
도 8은 암종별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프
도 9는 말뚝 규격 및 설계지지력별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프
도 10은 N'값별 단위선단지지력을 보인 그래프
도 11은 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력을 측정할 수 있는 동재하시험장비 설치도 모식도 및 시험광경을 보인 개략도
도 12는 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력 산정방법을 보인 순서도
본 발명의 구체적인 특징 및 이점은 첨부된 도면을 참조한 이하의 설명으로 더욱 명확해 질 것이다.
도 1은 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 가능한 사질토층, 점성토층 및 풍화대를 천공하고 말뚝을 시공하는 순서도이고, 도 2는 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 불가능한 자갈 또는 전석(호박돌, boulder) 매립층과 퇴적층, 핵석(core stone)이 분포하는 풍화대를 개량해머 또는 정해머로 천공하여 말뚝을 시공하는 순서도이며, 도 3은 동·정재하시험 하중-침하량 곡선을 보인 그래프이다. 도 4는 시간경과에 따른 선단 및 마찰지지력의 분담률 변화(data 2529개)를 보인 그래프이고, 도 5는 시간경과에 따른 단위선단지지력의 증가률(data 76개)을 보인 그래프이며, 도 6은 풍화토와 풍화암반의 단위선단지지력과 N'값의 관계를 나타낸 그래프이다. 도 7은 풍화토와 풍화암반의 암종별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프이고, 도 8은 풍화암반의 암종별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프이며, 도 9는 말뚝 규격 및 설계지지력별 단위선단지지력과 N'값의 관계 및 회귀직선을 보인 그래프이다. 도 10은 N'값별 단위선단지지력을 보인 그래프이고, 도 11은 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력을 측정할 수 있는 동재하시험장비 설치도 모식도 및 시험광경을 보인 개략도이고, 도 12는 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력 산정방법을 보인 순서도이다.
본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법은, 도 11에 도시한 바와 같은 산정시스템에 의해 측정된다.
이러한 산정시스템은, 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)에 부착되고 타격으로 인해 매입말뚝(10)에 발생되는 변형률을 측정하는 변형률계(strain transducer; 20)와, 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)에 부착되는 가속도계(accelerometer; 30)와, 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)을 타격하는 해머(hammer; 40)와, 항타시 변형률계(20) 및 가속도계(30)로부터 측정된 아날로그(analogue)신호에 대해 시스널컨디셔닝(signal conditioning)을 실시하여 시간에 대한 힘과 속도의 파형으로 나타내고 A/D(Analogue to Digital)변환기를 통해 시간에 대한 힘과 속도를 digital data로 변환하여 저장하며, 타격응력, 타격에너지, 말뚝의 변위, 건전도 등의 측정 결과치를 극한지지력과 함께 화면에 나타내는 항타분석기(PDA, Pile Driving Analyzer; 50)를 포함하여서 이루어진다.
변형률계(20)는 타격으로 인하여 말뚝에 발생하는 변형률을 직접 측정하고, 상기 변형률은 항타분석기(50)에 의해 말뚝의 단면적 및 탄성계수와의 관계식으로부터 힘을 산정한다. 가속도계(30)로부터 측정된 가속도는 항타분석기(50)에 의해 적분되어 속도 및 변위로 변환된다. 해머(40)는 최대 시험하중의 2~3% 이상의 램(ram) 중량을 갖는다. 매입말뚝(10)의 직경이 1000mm 이상 되는 대구경 말뚝의 경우, 항타분석기(50)는, 편타에 의한 데이터 값의 오차를 줄이기 위해 8채널 이상 사용되며, 변형률계(20) 및 가속도계(30)는, 4set 이상 사용된다.
도 12는 상술한 구성의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝(10) 선단지지력 산정시스템을 이용하여 풍화토 또는 풍화암반에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서, 지상부분의 길이가 3D(D:말뚝직경) 이상인 시험말뚝을 준비하는 시험말뚝 준비단계(S10)와, 시험말뚝 두부로부터 1.5~2.0D되는 지점에 드릴을 사용하여 대칭으로 각각 한 쌍의 구멍을 천공하는 시험말뚝 천공단계(S20)와, 천공한 상기 구멍에 고강도 볼트를 사용하여 변형률계(20)와 가속도계(30)를 부착하는 변형률계 및 가속도계 체결단계(S30)와, 항타분석기(50)에 현장명과, 말뚝길이, 단면적, 탄성계수 등의 초기값과, 변형률계 및 가속도계의 위치와, 검정계수(calibration factor)를 입력하는 데이터 입력단계(S40)와, 시험말뚝을 타격하기 위하여 해머(40)를 시험말뚝에 거치하고, 편타가 생기지 않도록 해머(40)와 시험말뚝의 축선이 일치하도록 하는 타격 준비단계(S50)와, 변형률계(20) 및 가속도계(30)의 매입 케이블을 항타분석기(50)에 연결하고 변형률계(20) 및 가속도계(30)의 점검 테스트를 실시하여 이상 유무를 확인하는 변형률계 및 가속도계 테스트단계(S60)와, 상기 변형률계 및 가속도계 테스트단계(S60) 후 변형률계(20) 및 가속도계(30)에 이상이 없으면 초기 타격을 1~2회 실시하여 초기 입력치를 조정하는 초기입력치 조정단계(S70)와, 상기 초기입력치 조정단계(S70)를 통해 초기 입력값을 조정한 후 복수 회 타격하여 가속도계(30)와 변형률계(20)로 힘과 속도를 측정하고, CAPWAP (Case Pile Wave Analysis Program) 해석을 위해 데이터를 저장하는 데이터 수집단계(S80)와, 수집된 상기 데이터를 이용하여서 매입말뚝(10)의 선단지지력을 계산하는 선단지지력 산정단계(S90)를 포함한다.
본 발명의 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝 선단지지력 산정방법은 다음과 같다. 풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝(10)의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식은, qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N':누계관입량, cm)이다. 여기서, N'값은 말뚝선단 지반의 표준관입시험치로서, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값이다.
이하, 본 발명의 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법을 보다 상세히 설명하면 다음과 같다.
본 발명은, 표준설계 및 시공기법(채수근 등, 2013, 2015)에 따라 풍화암반에 SDA(Separated Doughnut Auger)공법으로 시공한 매입말뚝에서 말뚝재하시험을 수행하고 시험자료를 분석하여 국내 지반조건과 시공조건 및 말뚝의 설계지지력에 부합하는 선단지지력을 정량적으로 평가할 수 있는 산정식을 개발하였다.
상기 SDA공법(채수근, 1997, 2000, 2002, 2007; 채수근 등, 2007, 2008, 2013, 2015)은 도 1 및 도 2에 도시한 바와 같이 정(正)회전하는 오거스크류(auger screw; 1)와 역(逆)회전하는 케이싱스크류(casing screw; 2)로 동시에 지반을 천공하고 말뚝을 삽입한 후 압입(壓入) 또는 경타(輕打) 방식으로 설치하는 저소음저진동 말뚝시공법이다. 또한 매입말뚝(10)을 삽입하기 전후에 말뚝의 선단과 주면을 시멘트 밀크(cement milk; 3)로 충전하여 말뚝의 지지력(支持力, end bearing and skin friction capacity)을 증대시키는 공법으로써 모든 규격의 기성말뚝을 시공할 수 있는 매입말뚝 시공법이다.
SDA공법은 말뚝의 선단 및 주면지반에 따라 케이싱스크류(2)와 병행하여 오거빗트(auger bit), 개량해머(jack hammer) 또는 정해머(air hammer)로 천공한다.
도 1 및 도 2는 SDA매입공법의 표준시공순서를 보여주는 도면으로서, 도 1은 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 가능한 사질토층, 점성토층 및 풍화대를 천공하고 말뚝을 시공하는 순서도이다. 도 2는 오거빗트(auger bit)로 천공하는 것이 불가능한 자갈 또는 전석(호박돌, boulder) 매립층과 퇴적층, 핵석(core stone)이 분포하는 풍화대를 개량해머 또는 정해머로 천공하여 말뚝을 시공하는 순서도이다.
SDA공법의 특징은 다음과 같다.
오거빗트, 개량해머 및 정해머를 장착한 오거스크류(auger screw; 1)와 말뚝보다 50~60mm 정도 큰 직경의 케이싱스크류(casing screw; 2)를 이용하여 2중으로 천공함에 따라 굴착효율이 높을 뿐만 아니라 천공홀 및 말뚝의 연직도(鉛直度)가 양호하며, 특히 지하수위와 지반조건에 영향 받지 않고 말뚝을 시공할 수 있다. 또한 굴착된 토사를 오거스크류(1)와 압축공기로 배토(排土)함으로써 토사나 암편을 육안으로 관찰하여 선단지지층과 마찰지지층을 용이하게 파악할 수 있다. 특히 말뚝의 선단에 물시멘트비(W/C)가 부배합(富配合)인 시멘트 밀크(3)를 주입하여 슬라임(slime)과 교반하고 말뚝 주면 공간을 충전함으로써 말뚝 선단과 주면지반의 강도를 증가시키고 천공에 의해 지중응력이 이완되는 것을 방지할 수 있기 때문에 큰 선단지지력 확보가 가능하다.
이와 같이 여러 가지 장점을 갖고 있는 SDA공법은 Φ400~Φ600mm인 중소구경말뚝(채수근, 2002, 2007, 2015)은 물론이고 Φ700~Φ1200mm인 대구경말뚝(채수근 등, 2013, 2015)의 설계기준과 시공품질기준이 확립되어 있으며, 그 결과 현재 대부분 현장에서 SDA매입말뚝 시공법으로 기초말뚝을 시공하고 있다.
매입말뚝의 선단지지층 분류방법은 다음과 같다.
매입말뚝의 지지층이란 기초를 통해서 건축물과 토목구조물의 하중을 직접 부담하는 지층으로써 충분한 강도를 가진 지층이며, 말뚝의 경우에는 큰 선단지지력을 기대할 수 있는 지층이다. 또한 장기적으로 안정되어야 함은 물론이고 충분한 층 두께를 가져야하며, 액상화(液狀化)나 침하영향이 매우 작은 양질의 지층이 지지층이 된다.
매입말뚝의 지지력은 선단지지력과 주면마찰력의 합력이며 양질의 지지층에 시공하여 주로 선단지지력에 의존하는 지지말뚝을 우선적으로 고려하는 것이 일반적이지만, 양질의 지지층이 매우 깊어 말뚝시공이 어렵거나 비경제적인 경우에는 주면마찰력에 의존하는 마찰말뚝을 채택해야 한다. 최근에는 국내에서도 지진 발생 빈도가 급격히 높아지면서 수평지지력의 중요성이 부각되어 말뚝주면 공간을 시멘트 밀크로 충전하면서 마찰지지력을 고려하는 사례가 많아지고 있다.
본 발명에서는 암반 지지층이 풍화토와 풍화암반으로 이루어지며, 이러한 풍화암반은 표준관입시험치(SPT-N'값)에 따라 10단계(N'값, 50/10~50/1)로 구분하였다. 또한 본 발명에서는 현재 국내 일부 기관에서 풍화암반으로 분류하고 있는 풍화토(RS, residual soil, N'값, 50/15~50/11)층도 매입말뚝의 지지층으로 간주하여 선단지지력 특성을 규명하였다.
여기서, N'값은 질량 63.5±0.5㎏의 드라이브 해머를 76±1㎝의 높이에서 자유낙하시키고 보링로드 머리부에 부착한 노칭블록을 타격하여 보링로드 앞 끝에 부착한 표준 관입 시험용 샘플러를 지반에 30㎝ 박아 넣는데 필요한 타격 횟수이다.
풍화토와 풍화암반 분류방법은 아래와 같다.
풍화암반(WR, weathered rock mass)은 지반조사편람(서울특별시, 2006)에서 추천하는 표 1의 서울지역 지반분류기준에 따라 NX규격(천공비트 외경 75.7mm)으로 시추하고 표준관입시험(Standard Penetration Test, SPT)에서 측정하는 N값(50/10~50/1)과 관입시료로 확인되는 정성적 특성을 이용하여 분류하였다. 또한 더블튜브와 다이아몬드 비트를 사용한 NX규격에서 이중코어배럴로 채취한 암석 코어시료(직경 54.0mm)를 관찰하여 암석(岩石, rock)종류를 파악하고, 풍화도(weathering intensity), 코어회수율(Total Core Recovery, TCR)과 암질지수(Rock Quality Designation, RQD), 암석강도(일축압축, 점하중), 현장의 탄성파속도 등을 기준으로 암반(岩盤, rock mass)을 분류하였다.
Figure 112017059450218-pat00001
표준관입시험방법은 KS F 2307(한국표준협회, 2012c)에 규정되어 있으며, 623N(63.5±0.5 kgf)의 강제(鋼製) 드라이브 해머를 높이 76±1cm에서 자유 낙하시켜 표준관입시험용 샘플러(split barrel sampler, 외경51mm, 내경35mm, 길이810mm)를 시험용 천공홀 바닥지반 내에 15cm관입(예비타), 30cm관입(본타)하는데 필요한 해머 타격횟수가 N값이 된다.
다만 N값이 50회 이상으로 예상되는 지반에서는 시험규정에 따라 예비타를 생략하고 본타(30cm관입)하는데 필요한 해머 타격횟수를 N값으로 간주하였다. 또한 시험규정에 따라 본타 횟수는 50회를 한도로 하고 그 때의 누계 관입량(cm)을 측정하였으며, 예비타 단계에서 50회에 도달하는 경우는 그 때의 누계 관입량을 측정하여 N값으로 하였다. 현장에서 측정하는 N값은 해머 효율, 롯드길이, 천공홀 직경, 샘플러의 종류 및 유효응력에 영향을 받으며, 본 발명에서는 해머의 에너지효율이 약 60%일 때의 값을 적용하되, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값을 N'값으로 규정하여 선단지지력 산정식의 발명에 이용하였다.
풍화토와 풍화암반에 시공하는 SDA매입말뚝의 선단지지력 산정식은 아래와 같다.
최근 5년간 90개 현장에서 표준설계 및 시공컨설팅기법에 따라 풍화토, 풍화암반과 기반암 지지층에 총 1,761본의 매입말뚝을 시공하고 재하시험을 수행하여 매입말뚝의 단위선단지지력 특성을 분석하고 단위선단지지력을 정량적으로 평가할 수 있는 산정식을 제안하였다.
일부 공공기관에서 풍화암반으로 분류하는 풍화토는 N'값(50/15~50/11)에 따라 5단계로 구분하였으며, 풍화암반은 N'값(50/10~50/1)에 따라 10단계로 구분하였다.
연구결과, 풍화토와 풍화암반이 지지층인 매입말뚝의 단위선단지지력은 표준관입시험치(N'값), 암종(岩種), 말뚝규격과 설계지지력, 타격에너지 등에 따라 달라지는 것을 알 수 있었다. 특히 매입말뚝의 선단지지력은 시간이 경과하면서 증가하는 것으로 파악되었다.
또한 본 연구를 통해 말뚝규격 및 설계지지력별 지지층을 제안할 수 있었으며, 말뚝 시공장비 규격과 적정한 전달에너지(해머 무게와 낙하고) 범위, 정밀지반조사의 중요성 등을 파악할 수 있었다.
SDA매입말뚝의 시험시공 및 재하시험 분석은 아래와 같다.
SDA매입말뚝의 선단지지력 산정식 발명을 위해 전국적으로 분포된 90개 현장에서 총 1,761본의 매입말뚝을 시험시공 하였으며, 현장별로 말뚝 규격과 설계지지력, 말뚝 길이, 천공방식, 시멘트 밀크의 물시멘트비(W/C), 지층 조건(지층과 선단지반 종류) 암종(岩種)을 표 2에 정리하였다. 또한 말뚝의 선단지지층을 암종별로 구분해 보면 변성암과 화성암이 각각 40개 현장, 퇴적암은 10개 현장이 된다.
Figure 112017059450218-pat00002
Figure 112017059450218-pat00003
Figure 112017059450218-pat00004
Figure 112017059450218-pat00005
본 발명의 시험말뚝 규격 및 시공조건은 다음과 같다.
시험말뚝은 고강도 콘크리트말뚝(PHC, Pretensioned spun High strength Concrete, KS F 4306, 설계기준강도 78.5MPa)과 초고강도 PHC말뚝(설계기준강도 110MPa)이며, 중공(中空) 형태의 원형 및 선단폐쇄형으로써 A종이다. 사용한 말뚝의 직경별로 현장을 구분하면 Φ450mm 2개 현장, Φ500mm 63개 현장(초고강도 PHC말뚝 20개 현장 포함) 및 Φ600mm는 30개 현장(초고강도 PHC말뚝 6개 현장 포함)이 된다.
시험말뚝은 지반종류에 따라 오거빗트(auger bit) 또는 해머빗트(jack hammer, air hammer)방식으로 천공하고, 시멘트 밀크 주입, 해머(40)로 경타하는 SDA매입공법으로 시공하였으며, 말뚝관입길이는 2.440.7m 정도가 된다. 모든 시험말뚝은 본 발명자의 설계 및 시공컨설팅기법에 따라 결정된 설계지지력, 말뚝 규격과 길이 및 말뚝시공장비의 규격을 준수하여 시공하였다.
국내 대부분의 현장에서는 말뚝선단을 풍화토층 또는 풍화암반 내에 관입시키거나 기반암반 내에 관입 또는 지지시켜 시공하고 있다. 본 발명에서는 말뚝의 지지층을 서울시 표준지반분류기준(서울특별시, 2006)에 따라 일부 공공기관에서 풍화암반으로 분류하는 풍화토층(RS)은 물론이고, 풍화암반(WR), 연암반(SR), 보통암반(MR), 경암반(HR) 및 극경암반(XHR)으로 구분하였다. 암종(岩種)은 변성암(편마암, 흑운모편마암, 운모편암, 호상편마암), 화성암(화강암, 흑운모화강암, 안산암질 각력암, 안산암, 유문암) 및 퇴적암(이암, 혈암, 사암, 역암, 석회암, 응회암)으로 분류하였다. 본 발명에 활용한 총 90개 현장중 풍화대(풍화토, 풍화암반) 지지층인 현장은 40곳 이며, 풍화암반과 기반암이 동시에 지지층인 현장 및 기반암이 선단지반인 현장은 50곳이 된다.
본 발명의 시멘트 밀크 배합비는 다음과 같다.
매입말뚝은 규격과 설계지지력, 지반조건(지층구성 및 성분, 투수성, 지하수위와 지하수량) 등을 고려하여 표 3에서와 같이 현장별로 물시멘트비(W/C)가 59(60), 68(70), 75, 83%인 시멘트 밀크를 말뚝선단과 주면에 동일한 배합비로 사용하여 충전하였다.
물시멘트비(W/C) 별 시멘트와 물의 량은 표 3에서 보는 바와 같으며, 1종 보통 포틀랜드 시멘트(KS L 5201)와 2종 고로슬래그 시멘트(KS L 5210)로 구분하여 제시하였다.
Figure 112017059450218-pat00006
본 발명의 말뚝재하시험 및 결과분석은 다음과 같다.
시험시공한 1,761본의 말뚝에서 동재하시험 3,329회(초기 동재하시험 1,761회, 재항타 동재하시험 1,568회)와 정재하시험을 275회 실시하였으며, 말뚝의 시험시공방법 및 재하시험방법에 대한 상세한 내용은 표 4에서 보는 바와 같다.
시험시공한 말뚝에 대해 PDA(Pile Driving Analysis : Pile Dynamics Inc, 1995)에 의한 초기(시공중) 동재하시험(EOID test)을 KS F 2591 규정에 따라 실시하고 CAPWAP(CAse Pile Wave Analysis Program : GRL Associates Inc, 1996) 방법으로 분석하여 말뚝의 지지력과 건전도 등을 확인하였다. 또한 선단지지력의 시간경과효과(time effect)를 확인하기 위해 재항타 동재하시험(restrike test)을 실시하였다.
아울러 모든 현장에서 1회 이상 연직 정재하시험을 실시하여 하중 - 침하량관계로부터 허용지지력을 파악하고 동재하시험과의 상관성을 비교 검토하여 동재하시험 결과치의 신뢰도를 검증하였다.
전국 90개 현장에서 SDA매입공법으로 시공한 1,761본의 말뚝에서 동재하시험(EOID & restrike test)을 수행한 결과자료를 이용하여 풍화토(N'값, 50/15~50/11), 풍화암반(N'값, 50/10~50/1)의 선단지지력 특성을 분석하였다.
시험말뚝에서 시행한 동재하시험의 결과자료를 CAPWAP방법으로 해석하고 말뚝직경과 설계지지력별로 분석하여 단위선단지지력(unit end bearing capacity)으로 표현하였으며, 경타할 때 사용한 램(ram)중량과 전달에너지(타격에너지), 초기(시공중) 및 재항타 동재하시험시 확인된 각각의 단위선단지지력을 설계지지력과의 비율(%)로 산정하여 표 4에 정리하였다.
Figure 112017059450218-pat00007
Figure 112017059450218-pat00008
Figure 112017059450218-pat00009
Figure 112017059450218-pat00010
동재하시험과 정재하시험 비교분석은 아래와 같다.
동재하시험 결과로부터 얻은 매입말뚝의 지지력에 대한 신뢰도를 검증하기 위해서 동일 또는 서로 인접한 말뚝에 대해 재항타 동재하시험과 정재하시험을 시행하고 두 시험의 하중-침하량 변화를 함께 비교하였다.
도 3은 동정재하시험 하중-침하량 곡선을 나타낸 도면으로서, 말뚝선단 지반종류, 말뚝규격과 설계지지력별로 3 현장에서 시행한 동재하시험과 정재하시험의 하중-침하량 관계곡선을 분석한 결과 매우 유사한 양상을 보여주는 것으로 확인되었다. 따라서 본 발명에 이용한 동재하시험 결과의 신뢰도는 양호한 것으로 평가할 수 있다.
풍화암반에 시공한 SDA매입말뚝의 단위선단지지력 분석은 아래와 같다.
풍화토(N'값, 50/15~50/11)와 풍화암반(N'값, 50/10~50/1)에 시공한 시험말뚝(Φ450~Φ600)의 단위선단지지력(qp)을 분석해본 결과는 표 5 및 도 4와 같으며, 시공 초기에는 선단지지력이 매우 큰 값으로 측정되었지만 시간경과에 따라 말뚝의 마찰저항력이 증가하는 것으로 나타났다. 도 4에 의하면 매입말뚝은 시멘트 밀크 양생기간이 3주(21일)정도 경화될 때 전체지지력에 대한 선단과 주면마찰력의 분담률이 각각 50%로 수렴되는 것을 확인할 수 있다.
또한 도 5에서 보는 바와 같이 말뚝이 충분히 변위(mobilize)되도록 큰 타격에너지로 재항타동재하시험을 수행한 결과 선단지지력이 평균적으로 15.7%가 증가하는 것으로 나타났다.
이것은 천공시 발생하는 토사 또는 암편의 슬라임과 시멘트 밀크를 충분히 교반함으로써 소일시멘트(soil cement) 보강체가 말뚝선단에 매우 단단한 구근(球根)형태로 형성되고, 경타방식으로 말뚝을 천공홀 바닥에 안착시키기 때문에 말뚝선단 지반의 강도가 증가한 영향으로 판단된다.
한편 말뚝선단 지반이 기반암일 경우에는 시멘트 밀크가 암반의 불연속면(discontinuity)에 침투되어 암반을 보강할 뿐만 아니라 큰 타격에너지로 인해 불연속면의 틈새(aperture)가 좁혀지고 연약대나 파쇄대가 조밀하게 되어 말뚝의 선단지지력이 증가하는 것으로 분석된다.
현재까지 매입말뚝에서 선단지지력의 시간경과효과를 정량적으로 규명한 사례가 없었는데, 금번 발명에 의하면 시멘트 밀크가 양생되면서 초기(시공중) 동재하시험시 단위선단지지력보다 최소 10% 큰 값을 설계에 반영할 수 있는 것으로 확인되었다.
풍화토와 풍화암반의 단위선단지지력은 다음과 같다.
표 4에 현장별로 사용한 시험말뚝중 풍화토(RS, residual soil, 50/15≤N'≤50/11)와 풍화암반(WR, weathered rock mass, 50/10≤N'≤50/1)에 SDA매입공법으로 시공한 PHC말뚝의 단위선단지지력(qp)과 말뚝선단 지반의 표준관입시험치(SPT-N'값)의 관계를 분석하였다.
본 분석은 상관분석과 회귀분석을 이용하였으며, 암종(岩種), 말뚝의 규격과 설계지지력에 관계없이 모든 시험자료를 분석한 결과는 도 6 및 식(1)~식(3), 표 5와 같다. 본 발명에서 이용한 N'값은 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값이며, 경타(輕打) 에너지 크기와 시멘트 밀크의 양생에 따른 말뚝선단 지반의 강도 증가효과는 고려하지 않았다.
상관분석의 결과는 도 6에서 보는 바와 같이 N'값과 단위선단지지력(qp)의 산점도(scatter plot)로 나타냈다. 산점도 상에서 각 점들이 얼마나 밀도 있게 모여 있는지를 나타내는 Pearson 상관계수(r)를 통해 N'값과 단위선단지지력(qp) 사이의 상관성을 표현하였다.
도 6a는 풍화토와 풍화암반의 단위선단지지력(qp)과 N'값의 상관관계를 나타낸 것이다. Pearson 상관계수(r) 값은 -0.932로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다(p<0.001). 즉, N'값의 관입량(cm)이 클수록 단위선단지지력(qp)이 작고, N'값의 관입량(cm)이 작을수록 단위선단지지력(qp)이 컸다.
도 6b는 풍화토(N'값 50/15~50/11)에서 단위선단지지력(qp)과 N'값의 상관관계를 나타낸 것이다. Pearson 상관계수(r) 값은 -0.808로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다(p<0.01). 즉, N'값의 관입량(cm)이 클수록 단위선단지지력(qp)이 작고, N'값의 관입량(cm)이 작을수록 단위선단지지력(qp)이 컸다.
도 6c는 풍화암반(N'값 50/10~50/1)에서 단위선단지지력(qp)과 N'값의 상관관계를 나타낸 것이다. Pearson 상관계수(r) 값은 -0.913으로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다(p<0.001). 즉, N'값의 관입량(cm)이 클수록 단위선단지지력(qp)이 작고, N'값의 관입량(cm)이 작을수록 단위선단지지력(qp)이 크게 나타났다.
단위선단지지력과 표준관입시험치의 관계를 방정식(모형)으로 나타낸 결과는 식(1)~(3)와 같다. 식(1)은 풍화토와 풍화암반의 단위선단지지력(qp)과 N'값의 회귀식이다. 식(3)은 풍화토의 단위선단지지력(qp)과 N'값의 회귀식이며 식(4)는 풍화암반의 단위선단지지력(qp)과 N'값의 회귀식이다.
식(1), 'RS+WR'(50/15≤N'≤50/1) : qp = 21,704-748.85×N'값 (R2=0.8678, p<0.001)
식(2), 'RS'(50/15≤N'≤50/11) : qp = 19,531-538.03×N'값 (R2=0.6907, p<0.001)
식(3), 'WR'(50/10≤N'≤50/1) : qp = 21,893-795.35×N'값 (R2=0.8338, p<0.001)
풍화토와 풍화암반의 데이터를 나타낸 식(1)를 보면 회귀식의 기울기가 -748.85, 절편은 21,704로 나타났으며 설명력(R2)은 86.7%로 나타났다(p<0.001). 풍화토의 데이터를 나타낸 식(2)을 보면 회귀식의 기울기가 -538.03, 절편은 19,531로 타나났으며 설명력(R2)은 69.1%로 나타났다(p<0.001). 풍화암반의 데이터를 나타낸 식(3)를 보면 회귀식의 기울기가 -795.35, 절편은 21,893이었으며 설명력(R2)은 83.3%로 나타났다(p<0.001).
풍화토와 풍화암반의 암종별 단위선단지지력은 아래와 같다.
말뚝의 규격과 설계지지력에 관계없이 암종(岩種)별로 선단지반이 풍화대인 매입말뚝의 모든 시험자료를 분석한 결과는 도 7과 도 8, 식(4)~식(9) 및 표 5와 같다.
도 7은 변성암, 화성암 및 퇴적암별로 N'값이 50/15~50/11인 풍화토(RS, residual soil)를 포함한 풍화암반(WR, weathered rockmass)의 단위선단지지력(qp)과 표준관입시험치(N'값)의 산점도와 회귀직선을 각각 나타낸 것이다.
변성암을 대상으로 표준관입시험치(N'값)와 단위선단지지력 관계에 대해 회귀분석을 수행한 결과, 회귀식은 식(4)와 같다(R2=0.886, p<0.001). Pearson 상관계수(r) 값은 -0.941로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다. 변성암 회귀식의 기울기는 -725.19, 절편은 21,463으로 나타났다.
화성암을 대상으로 표준관입시험치(N'값)와 단위선단지지력 관계에 대해 회귀분석을 수행한 결과, 회귀식은 식(5)와 같다(R2=0.858, p<0.001). Pearson 상관계수(r) 값은 -0.926으로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다. 화성암 회귀식의 기울기는 -777.39, 절편은 21,988로 나타났다.
퇴적암을 대상으로 표준관입시험치(N'값)와 단위선단지지력 관계에 대해 회귀분석을 수행한 결과, 회귀식은 식(6)과 같다(R2=0.904, p<0.001). Pearson 상관계수(r) 값은 -0.950으로 나타나 N'값과 단위선단지지력(qp) 간에 매우 유의한 음의 상관관계가 있음을 알 수 있다. 퇴적암 회귀식의 기울기는 -704.21, 절편은 21,172로 나타났다.
식(4), 변성암(RS+WR) : qp = 21,463 - 725.19×N'값 (R2=0.8867, p<0.001)
식(5), 화성암(RS+WR) : qp = 21,988 - 777.39×N'값 (R2=0.8584, p<0.001)
식(6), 퇴적암(RS+WR) : qp = 21,172 - 704.21×N'값 (R2=0.9044, p<0.001)
따라서 풍화대의 암종(岩種)별 단위선단지지력도 표준관입시험치(N'값)에 비례하며 상관성이 매우 강한 것을 알 수 있다.
또한 풍화암반 시험자료만 대상으로 하여 회귀분석을 실시한 결과는 각 암종별로 식(7)~식(9) 및 표 5와 같으며, 풍화토와 풍화암반의 전체 시험자료 회귀분석 결과와 마찬가지로 단위선단지지력은 표준관입시험치(N'값)에 비례하고 상관성이 매우 강한 것을 알 수 있다.
식(7), 변성암(WR) : qp = 21,586 &#8211; 761.48×N'값 (R2=0.8561, p<0.001)
식(8), 화성암(WR) : qp = 22,263 &#8211; 839.11×N'값 (R2=0.8313, p<0.001)
식(9), 퇴적암(WR) : qp = 21,167 &#8211; 703.99×N'값 (R2=0.8407, p<0.001)
Figure 112017059450218-pat00011
풍화암반에서 말뚝규격별 단위선단지지력은 다음과 같다.
도 9는 말뚝의 직경과 설계지지력 크기에 따른 단위선단지지력(qp)과 표준관입시험치(N'값)의 상관관계를 나타낸 것으로써 회귀식은 식(10)~식(14)와 같다. 도 9에 의하면 말뚝의 규격과 설계지지력에 관계없이 단위선단지지력은 표준관입시험치(N'값)에 비례하며 상관성이 매우 강한 것을 알 수 있다.
식(10), Φ450 고강도 PHC PILE : qp = 21,614 - 651.14×N'값 (R2=0.7644)
식(11), Φ500 고강도 PHC PILE : qp = 21,262 - 706.73×N'값 (R2=0.8935)
식(12), Φ500 초고강도 PHC PILE : qp = 23,545 - 926.35×N'값 (R2=0.7950)
식(13), Φ600 고강도 PHC PILE : qp = 20,655 - 639.82×N'값 (R2=0.9142)
식(14), Φ600 초고강도 PHC PILE : qp = 21,406 - 635.5×N'값 (R2=0.8608)
또한 도 9 및 표 6에 의하면 말뚝직경과 설계지지력의 크기에 따라 동일한 지반조건에서 단위선단지지력은 달라지며, 말뚝직경이 작을수록 그리고 동일 직경의 말뚝에서는 설계지지력이 클수록 단위선단지지력이 더 증가하는 나타났다. 특히 동일한 직경의 말뚝에서 고강도말뚝보다 초고강도말뚝을 적용하기 위해서는 고강도말뚝 적용할 때보다 지지지반의 강도가 더 커야한다. 즉, 풍화토지반은 고강도말뚝의 선단지반으로써 적용성이 높은 반면에 초고강도말뚝의 선단지반으로써 적용성이 낮은 것으로 확인되었다.
Figure 112017059450218-pat00012
풍화토와 풍화암반에서 매입말뚝의 단위선단지지력은 다음과 같이 산정된다.
도 6 ~ 도 8 및 표 5에 의하면 풍화토(N'값 50/15~50/11)의 단위선단지지력(qp)은 10,000~ 13,000kN/㎡ 정도로써 N'값과 200~260N′ 범위로 나타났다. 또한 풍화토(N'값 50/15~50/11)를 포함한 풍화암반의 시공중 단위선단지지력(qp)은 14,216~20,955kN/㎡가 되며, 풍화토를 제외한 풍화암반(N'값 50/10~50/1)의 단위선단지지력(qp)은 13,940~21,098kN/㎡가 된다.
따라서 두 값중 작은 값을 채택하면 풍화암반의 단위선단지지력(qp)은 13,940~20,955kN/㎡ 정도가 되며 제안값은 13,500~20,000kN/㎡로써 N'값과 270~400N' 범위가 된다. 이 제안값은 변성암과 화성암에서는 직접 적용 가능하지만 퇴적암에서는 10% 감소시켜 적용하는 것이 타당하다.
도 9 및 표 6에 의하면 매입말뚝의 지지층이 풍화대인 경우 Φ450mm 고강도말뚝의 단위선단지지력(qp)은 11,847~20,963kN/㎡ 정도가 되며 제안값은 13,500~20,000kN/㎡로써 로써 N'값과 230~410N′ 범위로 나타났으며, Φ500mm 고강도말뚝의 단위선단지지력(qp)은 10,661~20,555kN/㎡ 정도로써 N'값과 210~400N′ 범위로 나타났다. 또한 Φ600mm 고강도말뚝의 단위선단지지력(qp)은 11,058~20,015kN/㎡ 정도로써 N'값과 210~400N′ 범위로 나타났다
이상에서와 같은 본 발명은 다음과 같은 특징이 있다.
국내 90개 현장에서 SDA(Separated Doughnut Auger)매입공법으로 1,761본의 말뚝을 풍화토, 풍화암반과 기반암에 지지시켜 시공하고 말뚝재하시험을 수행하여 얻은 시험자료를 분석하여 단위선단지지력을 정량적으로 산정할 수 있는 경험식을 개발하였으며, 다음과 같은 결론을 얻었다.
첫째, 동재하시험 자료의 신뢰도
동재하시험 결과로부터 얻은 매입말뚝의 선단지지력에 대한 신뢰도를 검증하기 위해 동일 또는 인접한 말뚝에서 시행한 동재하시험과 정재하시험의 하중-침하량 관계곡선을 비교한 결과 매우 유사한 양상을 보여주는 것으로 나타남에 따라 동재하시험 자료의 신뢰도는 매우 양호하다고 평가할 수 있다.
둘째, 풍화토(50/15≤N'≤50/11)와 풍화암반(50/10≤N'≤50/1)의 단위선단지지력( q p ) 산정식
(가), 풍화토와 풍화암반에 지지시켜 시공하는 매입말뚝의 단위선단지지력(qp)을 표준관입시험치(N'값)와 암종(岩種), 말뚝규격과의 상관식을 발명하였다. 상관식에 이용한 N'값은 KS F 2307(한국표준협회, 2012c)의 시험규정에 따라 시추공에서 1.0m 심도마다 측정하되, N'값이 50회 이상 될 것으로 예상되는 지반에서는 예비타(15cm관입) 없이 본타(30cm관입) 만으로 측정한 값이다. 측정한 N'값은 해머의 에너지효율이 약 60%일 때의 값이며, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값이다. 또한 풍화토층과 풍화암반은 서울시(2006) 지반분류기준에 따라 N'값으로 구분하였다.
(나), 말뚝의 규격과 암종(岩種)에 관계없이 풍화토(50/15≤N'≤50/11)와 풍화암반(50/10≤N'≤50/1)의 단위선단지지력(qp)은 도 10과 표 7에서 보는 바와 같이 말뚝선단 지반의 N'값과 비례관계에 있으며 상관성이 매우 양호한 것으로 확인되었다. 풍화토의 단위선단지지력은 10,000~13,000kN/㎡ 정도로써 N'값과 200~260N′ 범위로 나타났으며, 풍화암반의 단위선단지지력(qp)은 13,500~20,000kN/㎡로써 N'값과 270~400N' 범위가 된다. 또한 단위선단지지력(qp)을 산정하는 상관식으로 제안하면 식(15)와 같다.
식(15), qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N':누계관입량, cm)
위 상관식은 LH공사식, 한국지반공학회식 및 대한건축학회식보다 풍화토층이나 풍화암반에 시공하는 매입말뚝의 선단지지력을 더욱 정확하게 평가할 수 있다. 아울러 단위선단지지력 제안값은 표준설계 및 시공컨설팅기법에 따라 말뚝을 시공하고 동재하시험하여 얻은 값이므로 허용선단지지력 산정시 안전율 2.5를 적용할 수 있다.
Figure 112017059450218-pat00013
(다), 암종(岩種)별 풍화토(50/15≤N'≤50/11)와 풍화암반(50/10≤N'≤50/1)의 단위선단지지력(qp)도 표준관입시험치(N'값)에 비례하며 상관성이 매우 양호한 것으로 확인되었다.
다만, 변성암과 화성암의 풍화암반의 단위선단지지력은 암종(岩種)에 관계없이 제안한 단위선단지지력과 동일하게 적용할 수 있으며, 퇴적암반은 약 3%정도 감소시켜 적용하는 것이 안전하다.
(라), 말뚝의 규격(직경, 강도) 및 설계지지력 크기별 풍화암반(50/10≤N'≤50/1)의 단위선단지지력(qp)도 표준관입시험치(N'값)에 비례하며 상관성이 매우 양호한 것으로 확인되었다. 말뚝직경이 작을수록, 동일한 직경에서는 설계지지력이 클수록 동일한 N'값에서 단위선단지지력(qp)은 커지는 것으로 나타났다. 이것은 장비의 굴착성능이 개선됨에 따라 매우 단단한 지층까지 천공이 가능해지고, 장비 규격이 증대되면서 말뚝 직경과 규격에 적정한 전달(타격)에너지로 경타할 수 있기 때문이다.
셋째, 시멘트 밀크가 단위선단지지력에 미치는 영향
(가), 현재까지 매입말뚝에서 선단지지력의 정량적인 시간경과효과를 규명한 사례가 없었다. 그러나, 금번 발명에서 시멘트 밀크가 양생되면 초기(시공중) 동재하시험시 단위선단지지력보다 평균적으로 15.7%가 증가하는 것으로 나타났다.
이와 같이 단위선단지지력이 증가한 것은 시멘트 밀크와 경타로 인해 말뚝선단 지반의 강도가 증가한 영향으로 판단된다.
(나), 본 발명의 출원인이 제안한 단위선단지지력 산정식에는 이러한 지지력 증가효과를 고려하지 않았지만 상황에 따라서는 산정식의 값보다 최소 10% 이상 큰 값을 적용할 수 있다.
넷째, 본 발명의 식들을 적용할시 고려할 사항
(가), 매입말뚝을 경타방식으로 천공바닥의 원지반에 관입시키지 않아도 슬라임(slime)과 시멘트 밀크를 충분히 교반하고 천공홀 바닥까지 안착시키면 시간경과에 따라 선단지지력이 증가하는 것으로 나타났다. 따라서 본 제안식은 매입말뚝을 표준시공법에 따라 정밀시공 한다면 보수적인 값이 될 수 있음을 알 수 있다.
(나), 매입말뚝의 단위선단지지력은 동일한 말뚝조건에서도 시공장비 규격과 노후도, 천공 및 전달에너지 효율에 따라 달라질 수 있으며, 말뚝선단 지반조건(핵석 분포, 지지층 두께, 지하수), 천공방식, 시공품질수준에 큰 영향을 받는다. 따라서 장비조건과 시공품질이 불량할 경우 제안식의 단위선단지지력을 10% 감소시켜 적용해야 한다.
(다), 매입말뚝의 단위선단지지력 산정식은 표준시공법으로 시공하는 강관말뚝에도 동일하게 적용할 수 있다. 대구경 말뚝에 대해서도 적용할 수 있으나 EMX값이 충분히 커야하며, 만약 큰 EMX값을 적용이 불가능한 경우 단위선단지지력을 10% 감소시켜 적용해야한다.
1 : 오거스크류 2 : 케이싱스크류
3 : 시멘트밀크 10 : 매입말뚝
20 : 변형률계 30 : 가속도계
40 : 해머 50 : 항타분석기

Claims (5)

  1. 구조물이 축조될 지반으로부터 하방으로 길게 천공되어 형성된 천공홀에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서,
    풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식,
    qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N':누계관입량, cm)
    (여기서, N'값은 말뚝선단 지반의 표준관입시험치로서, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값임.)
    인 것을 특징으로 하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법.
  2. 청구항 1에 있어서,
    풍화토의 단위선단지지력(qp)은 10,000~13,000kN/㎡ 이며, N'값과 200~260N' 범위인 것을 특징으로 하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법.
  3. 청구항 1에 있어서,
    풍화암반의 단위선단지지력(qp)은 13,500~20,000kN/㎡로써 N'값과 270~400N' 범위인 것을 특징으로 하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법.
  4. 청구항 1에 있어서,
    변성암 및 화성암에서는 상기 상관식의 산정값을 적용하고, 퇴적암에서는 상기 상관식에서 산출된 단위선단지지력(qp)의 산정값에서 10% 감소된 산정값을 적용하는 것을 특징으로 하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법.
  5. 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)에 부착되고 타격으로 인해 매입말뚝(10)에 발생되는 변형률을 측정하는 변형률계(strain transducer; 20); 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)에 부착되는 가속도계(accelerometer; 30); 매입말뚝(10)의 선단지지력을 산정하기 위해 매입말뚝(10)을 타격하는 해머(hammer; 40); 항타시 변형률계(20) 및 가속도계(30)로부터 측정된 아날로그(analogue)신호에 대해 시그널컨디셔닝(signal conditioning)을 실시하여 시간에 대한 힘과 속도의 파형으로 나타내고 A/D(Analogue to Digital)변환기를 통해 시간에 대한 힘과 속도를 디지털데이터(digital data)로 변환하여 저장하며, 타격응력, 타격에너지, 말뚝의 변위, 건전도 등의 측정 결과치를 극한지지력과 함께 화면에 나타내는 항타분석기(PDA, Pile Driving Analyzer; 50)를 포함하여서 이루어지며; 변형률계(20)는 타격으로 인하여 말뚝에 발생하는 변형률을 직접 측정하고, 상기 변형률은 항타분석기(50)에 의해 말뚝의 단면적 및 탄성계수와의 관계식으로부터 힘을 산정하며; 가속도계(30)로부터 측정된 가속도는 항타분석기(50)에 의해 적분되어 속도 및 변위로 변환되고; 해머(40)는 최대 시험하중의 2~3% 이상의 램(ram) 중량을 가지며; 매입말뚝(10)의 직경이 1000mm 이상 되는 대구경 말뚝의 경우, 항타분석기(50)는, 편타에 의한 데이터 값의 오차를 줄이기 위해 8채널 이상 사용되고, 변형률계(20) 및 가속도계(30)는, 4세트(set) 이상 사용되는 풍화토와 풍화암반의 매입말뚝(10) 선단지지력 산정시스템을 이용하여 풍화토 또는 풍화암반에 삽입되는 매입말뚝의 선단지지력을 계산하는 방법으로서,
    지상부분의 길이가 3D(D:말뚝직경) 이상인 시험말뚝을 준비하는 시험말뚝 준비단계(S10);
    시험말뚝 두부로부터 1.5~2.0D되는 지점에 드릴을 사용하여 대칭으로 각각 한 쌍의 구멍을 천공하는 시험말뚝 천공단계(S20);
    천공한 상기 구멍에 고강도 볼트를 사용하여 변형률계(20)와 가속도계(30)를 부착하는 변형률계 및 가속도계 체결단계(S30);
    항타분석기(50)에 현장명과, 말뚝길이, 단면적, 탄성계수 등의 초기값과, 변형률계 및 가속도계의 위치와, 검정계수(calibration factor)를 입력하는 데이터 입력단계(S40);
    시험말뚝을 타격하기 위하여 해머(40)를 시험말뚝에 거치하고, 편타가 생기지 않도록 해머(40)와 시험말뚝의 축선이 일치하도록 하는 타격 준비단계(S50);
    변형률계(20) 및 가속도계(30)의 매입 케이블을 항타분석기(50)에 연결하고 변형률계(20) 및 가속도계(30)의 점검 테스트를 실시하여 이상 유무를 확인하는 변형률계 및 가속도계 테스트단계(S60);
    상기 변형률계 및 가속도계 테스트단계(S60) 후 변형률계(20) 및 가속도계(30)에 이상이 없으면 초기 타격을 1~2회 실시하여 초기 입력치를 조정하는 초기입력치 조정단계(S70);
    상기 초기입력치 조정단계(S70)를 통해 초기 입력값을 조정한 후 복수 회 타격하여 가속도계(30)와 변형률계(20)로 힘과 속도를 측정하고 CAPWAP(Case Pile Wave Analysis Program) 해석을 위해 데이터를 저장하는 데이터 수집단계(S80);
    수집된 상기 데이터를 이용하여서 매입말뚝(10)의 선단지지력을 계산하는 선단지지력 산정단계(S90)를 포함하며;
    풍화토(RS, residual soil)는, 50/15≤N'≤50/11의 범위이고, 풍화암반(WR, weathered rock mass)은, 50/10≤N'≤50/1의 범위일 때, 매입말뚝(10)의 단위선단지지력(qp)을 산정하는 하기의 상관식,
    qp(kN/m2) = 21,000-700N'(N':누계관입량, cm)
    (여기서, N'값은 말뚝선단 지반의 표준관입시험치로서, 말뚝선단에서 아래로 말뚝직경(D) 범위의 평균값임.)
    인 것을 특징으로 하는 풍화토와 풍화암반의 SDA매입말뚝 선단지지력 산정방법.
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