2.1. HPC말뚝 제작

말뚝삽입의 시공성을 위해서는 원형이 가장 유리한 형상이 나 원형으로 제작시 상부의 불완전 마감이 발생되므로 공장 에서 제작하는 여건을 고려하여 원형에 가깝고 시공성에 유 리한 10각 단면을 HPC말뚝의 단면으로 결정하였다. 현재 가 장 많이 사용되고 있는 PHC말뚝 ϕ500-80 t와 일체식 결합을 확보하기 위해 10각 형상의 가장 긴 단면의 폭을 500 mm로 이 에 대응되는 가장 짧은 단면의 폭을 475 mm로, 두부 중공부 본체 두께는 70 mm를 확보할 수 있도록 제작하였다. HPC말 뚝과 속채움 콘크리트 계면에 발생되는 수평전단력을 저항할 수 있도록 두부 중공부 본체 내면에 거푸집을 삽입하여 요철 을 형성하였다. 또한 기초와의 강결합 확보와 말뚝의 휨보강 을 위해 축방향 철근을 배근하였다. 축방향 철근의 정위치 배 근 및 전단보강을 위해 축방향 철근 외부로 나선철근을 150 mm 간격으로 결합하였다. HPC말뚝 제작 전경은 Photo 1에 나타낸 바와 같다. 본 연구의 실험체는 현장의 시공수준을 고 려하여 Fig. 1과 같이 전단실험체, 휨실험체, 항타실험체의 총 3종류로 제작하였다. 전단실험체는 단면의 변화가 발생하는 말뚝의 충실부와 속채움 중공 경계부의 전단내력을 평가하기 위함이고 항타 실험체는 현장지반 굴착 후 속채움 콘크리트 타설 없이 근입되는 시공 여견을 고려하여 중공부 내면에 요 철만 존재하는 말뚝 본체로만 제작하였다. 말뚝 두께 단면에 가외철근으로 이형철근 H10 5개를 등간격으로 배근하여 항 타시 철근 유무에 따른 말뚝 본체 균열발생 유무를 평가하였 다. 한편, 휨실험체는 Fig. 1(b)와 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 기 성 PHC말뚝과 HPC말뚝의 연결부의 휨강도를 평가하기 위해 제작되었는데 Fig. 1(a) 전단 실험체 B-B단면에 해당하는 충 실부 단면으로만 제작하였다. 제작된 휨실험체는 기성 PHC 말뚝의 이음에 사용되는 연결판을 이용하여 기성 PHC말뚝과 연결하여 휨실험체 제작을 완료하였다. 실험조건에 따라 동 일한 실험체를 각각 2개씩 제작하였고 실험체에 따른 제작상 세와 보강조건을 Table 1에 정리하였다.

Fig. 1.

Geometry of HPC pile specimen

Fig. 3.

Bending test of HPC pile specimen

Photo 1.

Manufacturing process of HPC pile specimen

2.2. 사용재료

HPC말뚝 제작을 위해 사용된 콘크리트의 물리적 특성을 Table 2에 나타내었다. 말뚝 본체의 경우 설계기준 압축강도 40 MPa, 속채움 콘크리트의 경우 27 MPa이며 레디믹스트 콘 크리트를 사용하였다. 축방향 보강용 철근은 설계기준 항복 강도 500 MPa 이형철근, 나선철근으로 400 MPa 이형철근을 사용하였다. Table 3에 실험체 제작에 따른 철근의 물리적 특 성을 정리하였다.

2.3. 실험방법

2.3.1. 전단강도 실험

HPC말뚝의 전단강도 실험은 KS F 4306 프리텐션 방식 원 심력 고강도 콘크리트말뚝의 전단강도 실험에 따라 Fig. 2와 같이 말뚝 총 길이 4,000 mm에 대하여(1,000 mm + 2.0D)를 지간으로 연직하중(P)을 가하는 방법으로 수행하였다. 전단 파괴를 유도하기 위해 전단경간비(a/d)를 1.05로 설정하였고, 하중 증가에 따른 중앙부 처짐량과 균열패턴 등의 말뚝 특성 을 평가하였다. 측정된 하중을 바탕으로 식 (1)을 이용하여 말 뚝의 전단강도(Q_c)를 산출하였다.

Fig. 2.

Shear test of HPC pile specimen

(1)

Q c = P 2

3.1. 수직 전단강도 예측

HPC말뚝의 전단강도는 ^{도로교설계기준(2012)}에서 제시 하는 한계상태설계법을 기반으로 산출하였다. 한계상태설계 법에서는 전단철근 배근의 유무에 따라 전단강도가 나뉘며, 전단철근의 배근이 없는 경우 복부에 사인장 균열이 발생할 때의 전단력이 전단강도V_c가 된다. 한편, 전단철근이 배근된 경우는 복부에 사인장 균열이 발생하면 콘크리트에 작용하는 전단력을 전단철근이 부담하게 된다. 이때 철근이 설계 항복 강도를 나타낼 때의 전단력이 설계전단강도(V_sd)이다. 전단강 도에 대한 일반적인 설계방법은 식 (3)과 같이 V_sd가 계수전단 력(V_u)이상이라는 것을 검증하여 설계한다.

전단철근을 고려한 HPC말뚝의V_sd는 철근의 항복을 기준 으로 하는 식 (4)를 이용하여 산정하였다. V_sd는 콘크리트와 전단철근의 전단강도를 합산한 값으로 계산된다.

여기서, ϕ_s는 철근의 재료계수로 0.9를 적용한다. f_υy는 사 용된 전단철근의 항복강도로 400 MPa이며, A_υ는 전단철근의 단면적으로 다리수 2개를 고려하였다. z는 상현재와 하현재 중심 간의 거리로 단면모멘트 팔길이를 나타내지만 간편한 설계를 위해 유효깊이(d)의 0.9배 값을 적용하였다. s는 전단 철근 배근간격으로 150 mm이다. 또한 cotθ는 한계 경사각으 로 설계전단강도가 복부 콘크리트 스트럿의 압축파괴를 기준 으로한 최대설계 전단강도와 같을 때 경제적인 설계가 되며 그 최대값은 2.5이다(식( 5)).

여기서, ϕ_c는 콘크리트의 재료계수로 0.65, α_cw는 부재의 복 부에 작용하는 축방향 압축응력을 반영하는 값이지만 축력이 작용하지 않는 조건을 가정했기 때문에 1.0을 적용하였다. b_w 는 말뚝 중심을 지나는 단면의 최단거리로 475 mm를 적용하 였다. f_c2,max는 유효 압축강도로 다음 식 (6)과 같다.

여기서, f_ck는 콘크리트의 기준압축강도로 본체 콘크리트 40 MPa와 속채움 콘크리트 27 MPa 중 작은 값인 27 MPa을 적용하였다. 상기 과정을 통해 본 연구의 HPC말뚝의 설계전 단강도를 산출하였다.

3.2. 수평 전단강도 검토

HPC말뚝은 공장에서 프리캐스트로 제작된 말뚝 본체에 속 채움 콘크리트를 타설한 말뚝으로써 이미 굳은 콘크리트에 새로운 콘크리트를 타설하는 합성부재이다. 따라서 합성부재 일 경우 ^{도로교설계기준(2012)} 한계상태설계법에서 제시한 서로 다른 시기에 타설한 콘크리트 사이 시공이음의 계면 전 단에 대해서 식 (7)의 단면 설계를 실시하여 두 부재간의 합성 능력 즉, 일체화 거동을 검증하였다. Photo 2는 HPC말뚝 중공 부 내면의 요철(凹凸)형상을 나타내며, Table 4에 세부내용을 정리하여 나타내었다. 요철 두께는 5 mm, 길이방향의 요철길 이는 50 mm로 제작하였다.

Photo 2.

Square ribbed shape of hollow area

여기서, υ_u는 계면에서 계수하중에 의한 전단응력이며, υ_d 는 계면의 설계전단응력이다.

HPC말뚝의 중공부인 원형 단면의 경계면을 고려하기 위해 Fig. 4와 같이 계면에 작용하는 최대 수평전단응력(τ_hmax)을 직접구하는 방법을 적용하였다. 계면에 작용하는 τ는 단면의 중립축으로부터 떨어진 거리 및 단면 폭의 변화에 따라 수직 전단응력(τ_υ)과 수평전단응력(τ_h)을 구할 수 있다.

Fig. 4.

Conception image for calculating horizontal shear strength between filling concrete and HPC pile interface

여기서, V_u는 계수전단력, r은 HPC말뚝의 반지름, a는 속 채움 콘크리트의 반지름이다. 계산결과 τ_υ는 θ=0°에서 최대 값 1.2 MPa를 τ_hmax는 θ=55°에서 최대값 0.65 MPa으로 평균 0.51 MPa로 계산되었다. 이때 계수전단력 (V_u)는 기존 설계 자료를 바탕으로 160 kN으로 가정하였다(^{KCI, 2015}). 한편, 계면의 설계전단응력은 콘크리트의 부착력만을 고려한 식 (10)을 통해 계산할 수 있고 υ_d는 0.68 MPa로 계산되었다.

여기서, ϕ_c는 콘크리트 재료계수 0.65, μ₁은 요철표면 마찰 계수로 0.5, f_ckt는 콘크리트 기준인장강도로 2.1 MPa이이며, ν 는 콘크리트 유효강도계수이다. 따라서 본 연구의 HPC말뚝 요철형상은 식 (7)을 만족하므로 속채움 콘크리트와의 일체 성을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

4.1. 전단강도 실험 결과

HPC말뚝 전단강도 실험 후 실험체의 균열 패턴 및 최종파 괴 형상을 Photo 3에 나타내었다. 하중의 증가에 따라 지간 중 앙 콘크리트 인장부에서 초기 균열이 관찰되었고, 이후 하중 이 증가함에 따라 지간 내 균열의 수가 증가하였으며 콘크리 트 압축부로 균열의 진전과 함께 전단지간에 지점부로부터의 사인장 균열이 뚜렷이 발생하였다. 사인장 균열 발생 후에도 두 실험체는 콘크리트의 탈락과 급작스러운 하중감소 등이 관찰되지 않았고 지간 내에 5~6개의 균열발생과 함께 최고하 중에 도달하였다. 하중이 증가할수록 균열폭이 점차 증가하 였으며, 최종적으로 말뚝 중앙부의 휨 균열폭과 전단지간 사 인장균열의 폭이 크게 증가하면서 파괴에 도달하였다.

Photo 3.

Shear crack patterns of HPC pile

HPC말뚝의 전단실험을 통해 측정된 하중-중앙부 처짐과 의 관계는 Fig. 5와 같다. HPC-1 실험체의 경우 초기균열 하중 이 1.38 mm에서 166 kN으로 측정되었고 하중 증가 후 사인장 균열이 719 kN에서 발생되었다.

Fig. 5.

Shear load-deflection curve of HPC pile

중앙부 처짐 11.1 mm일 때 최고하중 876 kN이 측정되어 실 험을 종료하였다. HPC-2 실험체 도 유사한 파괴거동을 나타 내었는데 초기균열 하중이 1.25 mm에서 158 kN으로 측정되 었고 사인장 균열이 656 kN에서 파괴시 최고하중 771 kN 및 중앙부 처짐 10.3 mm으로 측정되었다. 3.1절에서 수행한 한 계상태설계법을 적용하여 HPC말뚝 부재의 수직전단강도를 예측한 결과를 실험 결과와 비교하여 Table 5에 나타내었다. 최고하중에서의 HPC말뚝의 전단강도는 각각 438 kN, 385 kN 이며 한계상태설계법을 통해 계산된 강도값의 135%, 119% 높은 값을 나타내어 설계값에 대한 충분한 안전율을 확보할 수 있었다. 또한 KS F 4306에서는 말뚝의 전단강도를 사인장 균열이 발생할 때의 하중의 절반을 전단강도로 판정하고 있 다. KS 기준에 따라 HPC말뚝의 전단강도는 359 kN과 328 kN 으로 각각 계산되어 사인장 균열이 발생할 때를 기준으로 하 는 전단강도값은 한계상태설계법을 통해 예측된 강도에 비해 약 110%와 101% 높은 값을 확보하므로 설계값에 비해 안전 적인 강도값을 실험체가 확보하는 것으로 나타났다. 또한 기 존연구(^{KCI, 2015})에서 강도설계법을 바탕으로 도출된 설계 값 318 kN에 비해서는 약 113% 및 103% 안전측인 값이다.

4.2. 항타 실험 결과

항타용 해머를 이용하여 말뚝 머리부 경타 후 실험체의 변 화를 Photo 4에 나타내었다. 먼저 말뚝 두께 단면에 가외철근 이 배근되지 않은 무근 실험체를 관찰한 결과 항타시 해머와 접촉하는 말뚝머리부는 충격으로 인한 콘크리트 파쇄가 발생 하였지만 말뚝 본체에는 충격에 의한 균열발생은 관찰되지 않았다. 이러한 결과는 가외철근이 배근된 실험체에서도 동 일하게 나타났으며 충격에 의한 말뚝 본체의 균열에 대한 저 항성이 우수함을 확인할 수 있었다. 말뚝머리부 파쇄의 경우 시공시 말뚝머리 정리로 인한 파쇄단면이 제거되기 때문에 문제가 되지 않을 것으로 판단된다. 그러나 운반 및 적재시 예 상치 못한 충격하중을 통해 균열이 발생될 수 있으므로 가외 철근 등으로 보강하는 것이 말뚝의 품질관리 측면으로 유리 할 것으로 판단된다.

Photo 4.

Driving test result of HPC pile

4.3. HPC-PHC말뚝 연결부 휨실험 결과

HPC말뚝과 PHC말뚝 연결부 휨강도 실험 결과 실험체에 발생된 균열패턴은 Photo 5에 나타낸 바와 같다. 균열은 PHC 말뚝에 비해 상대적으로 콘크리트강도가 낮은 HPC말뚝 실험 체에서만 발생하였으며, 초기균열은 지간의 중심인 HPC말뚝 연결부로부터 이음판 정착철근의 길이인 500 mm 부근에서 발생하였다. 하중이 증가함에 따라 초기균열 발생지점으로부 터 지지점쪽으로 균열이 추가적으로 발생되었고, 말뚝 상부 로 균열이 진전되었다. HPC말뚝의 경우 순수 휨모멘트 구간 에서 콘크리트의 사인장 균열 및 전단파괴는 관찰되지 않았 고, 충분한 내력을 확보함으로써 일반적인 보의 휨파괴 거동 을 나타냄을 알 수 있어 이음판의 보강방법은 충분한 연결부 내력을 확보할 수 있음을 확인하였다. 두 연결부 휨실험체가 하중이 증가함에 따라 유사한 파괴거동 및 균열 패턴을 나타 내었다. 휨실험을 통해 측정된 하중과 중앙부 처짐과의 관계 는 Fig. 6에 나타낸 바와 같다. HPC-1 실험체의 경우 최대하중 은 162 kN으로 측정되었고, HPC-2 실험체는 159 kN으로 측 정되었다. 두 값 모두 PHC말뚝(ϕ500-80t A종)의 설계 휨균 열 하중 107 kN (IS동서, 2007)에 비해 1.51배 및 1.48배 높은 휨하중을 확보할 수 있는 것으로 나타났다. 이상으로 HPC말 뚝과 PHC말뚝의 연결상세에 대한 성능을 평가한 결과 정착 길이 500 mm인 H16 이형철근 10개와 나선철근으로 보강한 연결부 철근상세는 충분한 휨모멘트에 저항할 수 있는 연결 부 내력을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

Photo 5.

Flexural crack patterns of HPC pile

Fig. 6.

Flexural load-deflection curve of HPC pile