3.1 실내 재하시험 개요 및 방법

선압축 하중재하장치의 시작품을 제작하여 하중재하시험을 통해 정착장치의 구조적 안정성을 확인하였다. 또한, 선압축 마이크로파일의 최대지지력과 정착력을 파악하고자 하였으며, 1000 kN 피로시험기에서 정적압축시험과 정착시험을 진행하였다.

압축시험은 최대하중까지 압축을 가하여 마이크로파일의 지지력과 정착콘 상하부, 웨지의 변형률 분포를 파악하였다. 정착시험은 하부 보강철판과 고강도 스프링에 의한 반력을 이용하여, 마이크로파일, 정착콘, 웨지의 변위와 변형률을 측정하고, 마이크로파일의 보유하중, 정착콘과 웨지의 슬립여부 등을 파악하였다.

시험체는 적용 강봉(55, 65 mm)에 따라 압축시험용 O-55, O-65, 정착시험용 F-55, F-65로 구분되며, Fig. 3은 시험체의 세팅 사진 및 측정센서 위치를 표시한 시험체의 단면도이다.

Fig. 3. Images and Sectional Views of a Test Specimen

3.2 실내 재하시험 결과

압축시험 및 정착시험 결과로부터 얻어진 하중-변위 및 하중-변형률 곡선을 Figs. 4~7까지에 도시하였으며, 시험결과를 정리하여 Table 2에 나타내었다.

압축시험 결과, O-55 시험체의 경우는 마이크로파일 압축변형률이 탄성한계에 도달하여 최대하중 543 kN 지점에서 시험을 종료하였으며, 최대하중에서의 정착콘과 웨지의 최대 변형률은 각각 -576$\times 10^{-6}$, -513$\times 10^{-6}$의 압축변형만이 발생하여 항복 변형률 1,980 ×10$^{-6}$ 대비 각각 0.29, 0.26배로 안정적인 정착을 보이고 있다.

O-65 시험체의 경우는 반력 콘크리트 내부 보강철근의 인장변형률이 증가하고, 콘크리트 표면에 수직균열 발생으로 인해 시험상의 안전을 고려하여 최대하중 688 kN 지점에서 시험을 종료하였으며, 최대하중에서의 마이크로파일의 최대 변형률은 –1,122$\times 10^{-6}$, 정착콘과 웨지의 최대 변형률은 각각 –1,209$\times 10^{-6}$, -1,265$\times 10^{-6}$의 압축변형이 발생하여 항복 변형률 1,980×10$^{-6}$ 대비 각각 0.56배로부터 0.63배 사이로 안정적인 정착을 보이고 있다.

정착시험 결과, 마이크로파일 변위 60 mm까지 스프링을 압축시켜 각각의 변위를 측정한 결과 정착콘과 웨지 사이의 변위는 각각 2.10 mm, 0.85 mm의 슬립이 측정되었으며, 웨지와 콘크리트 사이의 변위는 안정적인 정착력으로 각각 0.11 mm, -0.08 mm의 슬립이 측정되어 웨지와 구속 콘크리트 사이에서 슬립은 거의 발생하지 않는 것으로 나타났고, 마이크로파일의 변형률은 각각 -491$\times 10^{-6}$, -293$\times 10^{-6}$의 압축변형이 발생하였으나 시험종료까지 슬립으로 인한 마이크로파일의 변형률 저하는 나타나지 않았다.

이상으로부터 압축시험 및 정착시험 결과 마이크로파일, 정착콘, 웨지 모두 정착력에 있어서 구조적으로 문제가 없는 것으로 나타났다.

Fig. 4. Results of the O-55 Specimen

Fig. 5. Results of the O-65 Specimen

Fig. 6. Results of the F-55 Specimen

Fig. 7. Results of the F-65 Specimen

4.1 해석단면 선정 및 모델링

본 장에서는 선압축 마이크로파일의 적용을 수치해석 상에서 모사하여 하중분담 효과를 확인하고자 하였다. 또한 파라메트릭 해석을 통해 조건에 따른 하중분배 효과를 정량적으로 분석하여, 향후 예정된 실대형 현장시험의 예비검토 자료로 활용하고자 하였다.

^KICT(2014)를 통해 수직 증축 리모델링의 대상이 되는 일산 1기 신도시의 공동주택 기초평면도 및 마이크로파일 보강계획을 참고하였으며, Fig. 8과 같이 반력이 가장 크게 발생하는 건물 중심부인 A-A단면을 해석단면으로 선정하였다. 수치해석 프로그램은 유한요소 지반해석 범용 프로그램인 MIDAS GTS NX ^{(Midas, 2019)}를 사용하였다.

해석영역은 A-A단면의 외부 기초판은 무시하고 내부 기초판에 작용하는 하중만 고려한 지반거동 해석을 위해 가로 7 m, 세로 25 m로 설정하였고, 해석 경계는 좌·우측은 수평변위, 하단은 수직변위를 구속하였다. 또한, 요소의 간격은 0.1 m로 마이크로파일의 직경보다 작게 설정하여 정확한 응력을 산출하고자 하였다. Fig. 9는 적용된 해석단면 개요도이다. 해석상에서 선압축 하중의 적용은 프로그램의 하중재하 기능 중 프리스트레스를 (–)값으로 설정하여 압축으로 변환 후 적용하였다. 지층구조 선정을 위해 1기 신도시 건설 당시 수행한 지반조사 결과 ^{Korea Land and Housing Corporation(1990)}을 검토하였으며, 조사결과 중 풍화암의 출현심도가 가장 깊은 13.2 m를 적용하였다.

Fig. 9와 같이 전체 풍화토층은 13.2 m이고, N값 50이하 구간은 6.5 m, N값 50이상 구간은 6.7 m로 적용하였다. 이때 말뚝의 근입깊이는 말뚝 직경의 2배인 0.7 m로 설정하였다.

Fig. 8. Plane Section of Reinforced Foundation Pile(KICT, 2014)

Fig. 9. Main Details of the Numerical Modeling

4.2 적용 물성치 및 시공단계 산정

보강마이크로파일은 크게 중심부의 강봉과 천공장에 채워지는 그라우트, N값 50이하의 풍화토 지반에 공벽 붕괴방지를 위해 삽입되는 케이싱으로 구성된다. 마이크로파일은 수치해석 상에서 1D Beam 요소로 모델링 되므로 강봉과 케이싱, 그라우트를 개별적으로 모사하기 어려워 Eqs. (1) and (2)와 같이 등가물성치로 나타내어 적용하였다.

여기서, $A_{st}$는 강재 넓이로 0.002 $m^{2}$, $A_{g}$는 그라우팅 넓이로 0.016 $m^{2}$, $E_{st}$는 강재 탄성계수로 210 GPa, $E_{b}$는 그라우팅 탄성계수로 17.9 GPa, $\gamma_{st}$는 강재 단위중량으로 78.5 $k N/m^{3}$ , $\gamma_{g}$는 그라우팅 단위중량으로 19.3 $k N/m^{3}$으로 적용하여 등가물성치로 환산하였다. 말뚝과 기초판은 탄성모델을 적용하였으며, 세부 물성치 및 규격은 Table 3에 나타내었다.

지반물성치는 ‘일산의 ○○시설 신축공사’의 지반조사보고서를 참조하여 결정하였으며, Mohr-Coulomb 모델을 적용하였다. 적용된 지반물성치는 Table 4에 나타내었다.

A-A단면 기초판에 작용하는 건물 하중을 산정하기 위해 말뚝 선단부에서 발생한 응력이 설계허용지지력에 근접한 수치가 나올 때까지 160 kN/m부터 10 kN/m씩 증가시켜서 반복적으로 해석을 수행하였고 그 결과 230 kN/m을 적정하중으로 결정하였다. 시공단계에 따른 하중은 ^KICT(2014)에서 제시한 시공단계별 하중비율에 의하여 증감시켜 적용하였다. 따라서 Table 5와 같이 시공단계에 따라 수치해석에 적용하였고 시공단계는 기존 건물단계, 철거단계, 1, 2, 3층 증축단계로 구분하였다.

4.3 영향분석을 위한 파라미터 선정

본 논문에서는 3가지를 파라미터로 선정하여 하중분담 효과에 미치는 영향을 분석하였다. 선압축 하중의 크기를 파라미터로 하여 무보강시와 보강 후에 선압축 하중을 0 kN부터 300 kN까지 100 kN씩 증가시켰을 경우를 비교하여 기존말뚝이 받는 하중의 감소를 확인하고 정량적으로 나타냈다. 한편, 토사층의 두께를 파라미터로 하는 수치해석을 진행하고자 Fig. 10과 같이 N값이 50 이상인 하부 풍화토 구간은 7 m로 고정하였고 N값이 50 이하인 상부 풍화토 구간은 3 m, 8 m, 13 m로 설정하여 3가지에 대한 수치해석을 수행하였다. 이를 통해 연약한 지반층이 깊어질수록 선압축 하중의 크기에 따른 기존말뚝의 응력변화를 파악하고자 하였다.

마이크로파일은 본래 마찰말뚝이지만 본 논문에서는 선압축 하중에 의한 압축력으로 선단부에서 지지하기 때문에 주면마찰력보다 선단부의 지지력이 크다고 판단하여 선단지지 말뚝으로 구분하였다. 따라서 선단부가 지지하는 지반조건에 따라 프리컴프레션의 효과가 크게 달라질 수 있다고 판단하였고 해당 조건을 하나의 파라미터로 선정하여 해석을 수행하였다. 풍화토 근입, 풍화암 근입, 풍화암 2 m 추가근입의 조건으로 구분하여 Fig. 11과 같이 도시하였다.

Fig. 10. Main Modeling Details with Various Thicknesses of Upper Weathered Soil

Fig. 11. Main Modeling Details with Various Ground Conditions around Tip of Micropiles

5.1 선압축 하중의 크기

선압축 하중에 따른 선압축 보강마이크로파일의 반력 결과를 Fig. 12와 같이 도시하였다. 분석결과 3층 증축 시공 시 보강마이크로파일을 적용하지 않을 경우, 기존말뚝의 반력은 허용지지력을 초과하였으나 보강마이크로파일은 모든 경우에서 허용지지력을 만족하였다. 그러나 보강마이크로파일을 설치하면서 기존말뚝의 반력은 감소하여 허용지지력을 만족하였고 선압축 하중 크기가 100 kN씩 증가함에 따라 평균 40 kN씩 감소하는 것으로 나타났다.

반면에 Fig. 12의 (b)와 같이 보강마이크로파일은 기존말뚝의 반력 감소량보다 많은 평균 76 kN씩 증가하였다. 이는 보강마이크로파일에 40 kN의 하중을 분담하고 선압축 하중의 일부가 반력으로 더해진 것으로 판단된다. 따라서 선압축 하중 산정시 마이크로파일의 허용지지력을 검토하고, 기존말뚝의 하중분담분과 마이크로파일에 작용하는 압축력을 고려하여 적정 하중을 산정하여 할 것으로 판단된다.

저감률 분석결과 Table 6과 같이 선압축 하중을 0 kN부터 100 kN 단위로 증가시킬수록 기존말뚝의 반력이 9~10 %씩 감소하여 최대 36 %까지 감소하였다. 또한, 프리컴프레션의 효과를 확인하고자 기존의 마이크로파일 공법과 선압축 보강마이크로파일 공법을 비교하였을 때 최대 28 %의 차이가 나타났다.

Fig. 12. Reaction Forces with Different Pre-compression Loads

5.2 토사층 두께 및 선단지지 지층조건

토사층 두께 및 선단지지 지층조건이 기존말뚝에 발생하는 반력에 미치는 영향을 파악하고자 토사층 두께를 10 m, 15 m, 20 m로 증가시켜 수치해석을 수행하고 그 결과를 Fig. 13(a)에 도시하였다. 토사층 두께가 5 m씩 증가할수록 기존말뚝 반력의 크기는 평균 30 kN씩 증가하였으나 이는 토사층의 무게가 합산된 것으로 분석된다. 그러므로 토사층이 두꺼운 조건에서 얕은 조건과 같은 반력을 얻기 위해서는 더 큰 선압축 하중을 가압해야 하는 것으로 판단된다. 따라서 토사층 10 m에서 선압축 하중 100 kN을 가했을 경우의 반력을 얻기 위해서 토사층 15 m에서는 약 200 kN, 토사층 20 m에서는 약 300 kN을 가압해야 했다.

한편, 선단지지 지층조건을 풍화토 근입, 풍화암 근입, 풍화암 2 m 추가근입으로 구분하고 수치해석을 수행한 결과를 Fig. 13(b)에 도시하였다. 풍화토 근입조건과 풍화암 근입조건은 모두 선압축 하중크기가 증가할수록 기존말뚝의 반력이 22~51 kN씩 감소하여 하중분담 효과가 나타났다. 선압축 하중을 300 kN 가하였을 때 풍화암 근입조건과 풍화암 2 m 추가 근입조건은 15 kN의 차이가 발생하였으나 풍화토 근입조건과 풍화암 근입조건은 59 kN로 4배에 가까운 차이가 발생하였다. 또한, 풍화토 근입조건에서 풍화암 근입조건의 선압축 하중을 100 kN 가했을 경우와 동일한 반력을 얻기 위해서는 선압축 하중 200 kN정도를 추가로 가압해야 했다.

파라미터에 따른 기존말뚝의 반력결과를 정량적으로 분석하고자 저감률을 산정하여 Table 7에 나타내었다. 토사층 두께에 따른 기존말뚝 저감률 검토결과 토사층 10 m에서는 41 %, 15 m에서는 38 %, 20 m에서는 34 %로 나타나 토사층 두께 5 m 증가에 따라 저감률이 3~4 % 감소하였다.

선압축 보강마이크로파일의 선단부가 지지하는 지층조건에 따른 기존말뚝 저감률 산정결과 풍화토 근입(W.soil)의 경우 저감률이 최대 24 %까지 나타났지만, 풍화암에 근입(W.rock)하게 되면 최대 38 %까지 나타나 14 %의 차이가 발생하였다. 풍화암 2 m 추가 근입(W.rock (+2 m))의 경우에는 42 %의 저감률을 나타내어 풍화암 근입조건과 4 %의 차이가 발생하였다. 이는 보강마이크로파일의 근입길이보다 근입지층 조건이 기존말뚝 하중분배에 더 많은 영향을 끼치는 것으로 확인되었다.

Fig. 13. Reaction Forces of Existing Piles in the Case of a Three-Floor Extension