2.1. HCFT말뚝의 구조

프리스트레스를 도입한 중공형 콘크리트 충전 강관(HCFT) 말뚝은 두께가 5~6 mm인 얇은 강관 내부에 프리스트레스를 도입한 PC강봉을 설치하고 콘크리트를 타설한 후 원심성형 을 통해 강관말뚝 내에 프리스트레스를 도입한 중공형의 PHC말뚝을 합성한 것으로, Fig. 1과 같이 강관 내부에 PHC말 뚝이 결합된 합성부와 강관 없이 PHC말뚝으로만 구성되고 0.5~1.0 m의 길이를 갖는 절단부로 구성된다. 합성부는 하부 PHC말뚝의 두부에 연결되어 수평하중이나 휨하중을 지지하 는 역할을 하고, 절단부는 지표면 상부에 노출되어 말뚝의 항 타 및 경타에 사용되고 말뚝 시공이 완료되면 구조물 기초와 말뚝의 연결을 위해 절단 및 제거되는 부분이다. 특히 절단부 에는 PHC말뚝 외부에 강관을 피복하지 않음으로써 재료비를 절감하고 동시에 구조물 기초와의 연결을 위한 두부보강 시 말뚝 두부의 절단작업이 용이하도록 하였다.

Fig. 1

Structural detail and picture of HCFT piles

특히 합성부는 두께가 12 mm인 강관말뚝에 비해 강재 사 용량을 50% 이하로 줄여서 가격이 저렴하고, 강관의 단면적 감소에 따른 강도 저하를 강관 내부에 충전된 콘크리트로 보 강하는 구조를 갖고 있다. 또한 PHC말뚝을 감싸는 얇은 두께 의 강관이 PHC말뚝을 구성하는 콘크리트의 변형을 억제해서 콘크리트의 강도를 향상시키고 동시에 강도가 커진 콘크리트 는 강관의 형상 변형과 국부좌굴을 억제함으로써 기존 PHC 말뚝 및 강관말뚝에 비해서 휨내력이 향상되는 특징을 갖고 있다(^{Chin et al., 2009}).

2.2 휨강도 시험방법 및 결과

말뚝에 대한 휨강도시험은 ^{KSF 4306(2003)}에 규정된 방법 에 준해서 수행하였다. Fig. 2와 같이 말뚝 양쪽 단부로부터 안 쪽으로 1 m 떨어진 곳에 지지점을 설치하고, 말뚝 중앙에서 양쪽으로 0.5 m 떨어진 두 지점에 각각 P/2의 압축하중을 작 용하는 방법으로 진행된다.

Fig. 2

Test methods for measuring flexural strength

본 연구에서는 HCFT말뚝과 그 구성요소인 PHC말뚝 및 강 관말뚝, 그리고 두께가 12 mm인 강관말뚝에 대한 휨강도시 험을 수행하였고, 시험 결과를 이용하여 수치해석 모델의 정 확도를 검증하였다. Table 1은 휨강도시험이 진행된 말뚝 부 재 중 수치해석에 필요한 사항등을 정리한 것이고, Fig. 3은 HCFT말뚝의 단면구성을 나타낸 것이다.

Fig. 3

Structural component of HCFT pile

Fig. 4는 직경이 450 mm와 500 mm인 HCFT말뚝의 경우 강 관 내벽에 전단연결재를 설치한 것과 설치하지 않은 것의 휨 강도시험 결과(휨하중-중앙부 처짐량 곡선)를 보인 것이다. 그림에서 보듯이 휨하중 재하 초기단계인 탄성구간은 물론 항복점 이후의 극한구간에서도 강관 내벽에 전단연결재를 설 치한 말뚝과 설치하지 않은 말뚝의 휨거동은 거의 동일한 것 으로 나타났다. 또한 휨강도시험이 종료될 때 HCFT말뚝의 합성부와 절단부의 경계에서 강관과 강관 내부에 합성된 PHC말뚝간에 미끄러짐 발생 여부를 육안으로 확인한 결과 강관 내부에 전단연결재를 설치한 말뚝과 설치하지 않은 말 뚝 모두 합성부에서 강관과 PHC말뚝 사이에서 미끄러짐 현 상이 발생하지 않은 것으로 나타났다. 이러한 결과는 원형 CFT부재에 휨하중 작용 시 강관과 내부 충전 콘크리트 사이 에 미끄러짐 현상이 발생한다는 Chin et al.(²⁰⁰⁹)의 시험결과 와 상반되는 것으로, Chin et al.(²⁰⁰⁹)이 사용한 CFT부재는 강관 내부에 중력식으로 콘크리트 타설해서 강관과 충전 콘 크리트 간에 부착력이 크지 않아 그 경계면에서 미끄러짐 현 상이 발생했지만 HCFT말뚝은 강관에 콘크리트를 충전한 후 원심성형을 함으로써 강관과 충전 콘크리트 간에 부착력이 매우 커서 그 경계면에서 미끄러짐이 발생하지 않았을 것으 로 추정된다.

Fig. 4

Flexural test results of HCFT piles with and without shear key

Fig. 5 및 Table 2는 HCFT말뚝과 HCFT말뚝을 구성하는 강 관 및 PHC말뚝에 대한 휨하중-중앙부 처짐량 곡선과 시험결 과에서 결정된 극한휨강도를 정리한 것이다. 직경 500 mm HCFT말뚝의 극한휨강도는 990.5~1030.7 kN·m로 HCFT말 뚝을 구성하는 강관과 내부 합성 PHC말뚝 각각의 극한휨강 도를 단순 합산한 것(636.2 kN·m) 보다 큰 것으로 나타났다 (Table 2 참조). 이는 강관의 인장저항에 따라 중립축의 압축 부측으로 이동이 제한되어 콘크리트의 압축면적이 증가했고 여기에 강관자체가 좌굴이 제한되어 휨저항능력이 커지고 강 관의 콘크리트 구속에 의한 콘크리트의 압축강도가 증가되었 기 때문으로 판단된다.

Fig. 5

Flexural test results of HCFT pile and its component parts

3.1. 유한요소해석 모델

본 논문에서는 HCFT말뚝의 거동을 분석하기 위해 비선형 유한요소해석 모델을 작성하였고 모델의 적정성을 검증하기 위해 실물 시험결과와 비교하였다. HCFT말뚝은 PHC말뚝과 강관의 합성구조로 되어있어 Fig. 6과 같이 강관부, PC강봉 부, 중공형 콘크리트부로 나누어 모델링 하였다.

Fig. 6

Parts of numerical model of HCFT pile(a quarter model)

강관은 SKK400강재를 사용하여 PC강봉과 함께 탄소성모 델을 적용하였고, 중공형 콘크리트는 압축강도 80 MPa, 탄성 계수 f ′ c (MPa)를 갖는 William et al. (1974)의 콘크리 트 파괴규준모델을 적용하였다. 강관 내부표면과 중공형 콘 크리트의 외부표면의 접촉부는 완전부착 및 마찰접촉 조건을 사용하여 모델링하였고 PC강봉과 콘크리트는 완전부착으로 가정하였다.

휨해석을 위해 대칭을 고려해서 경계조건을 포함하는 1/4 모델로 구성하였으며, 콘크리트에는 3방향 인장 및 압축파괴 를 고려할 수 있는 콘크리트용 입체요소를 사용하였고, 강관 과 PC강봉에는 각각 쉘요소와 일반 입체요소를 적용하였다 (Fig. 7참조).

Fig. 7

HCFT pile model and Finite Element Mesh(a quarter model)

3.2. 시험결과와 비교

해석모델의 적정성을 검증하기 위해 Table 2와 같이 직경 이 500 mm인 HCFT말뚝과 이 말뚝을 구성하는 PHC말뚝, 강 관말뚝을 각각 해석하였고, 해석결과를 시험결과와 각각 비교하 였다. HCFT말뚝의 경우 해석결과가 실제 거동과 유사한 해석결 과를 보이고 있으며, 극한휨강도는 시험결과 990.5~1030.7 MPa 에 대하여 해석결과 965.2 MPa로 평가하고 있다(Fig. 8 참조).

Fig. 8

Flexural test and numerical analysis results of HCFT piles and Its component parts

그러나 각 구성요소에 대한 개별해석에서는 초기거동에서 차이를 보이는데 강관의 경우 실제 휨시험에서 발생한 원형 단면의 찌그러짐 현상을 수치해석의 변위제어조건에서 반영 하지 못한 결과인 것으로 분석된다. 또한 PHC말뚝의 경우에 는 초기 휨하중에 의한 콘크리트 인장강도가 수치해석에서 실제보다 작게 고려되어 초기 거동에 차이를 보이는 것으로 판단된다. 반면 각 구성요소가 합성된 경우에는 PHC말뚝에 의한 강관말뚝의 단면 찌그러짐 억제효과와 좌굴방지 등의 합성효과가 반영되어 해석결과가 시험결과에 근접한 것으로 보이며, 이를 통해 HCFT말뚝에 대한 해석모델은 적정한 것 으로 판단된다.

3.3. 강관-콘크리트 접촉 조건에 따른 거동분석

HCFT말뚝은 일반적인 CFT 구조가 갖는 구조적 장점을 가 지고 있으므로 수치해석 모델에서 강관과 콘크리트간의 부착 거동의 반영방법에 따라 거동의 차이가 있을 수 있다. 본 절에 서는 HCFT말뚝의 수치해석 모델에서 접촉조건을 달리하면 서 해석을 수행하고 그 결과를 비교하였다. 접촉조건은 두 재 료가 완전히 부착(Bonded)된 경우, 미끄러지지 않지만 분리 는 허용(Rough)하는 경우, 마찰이 있는/없는 미끄러짐을 허용 (Frictional/Frictionless)하는 경우의 4가지로 나누어 해석하였 다. 특히 마찰이 있는 경우의 마찰계수는 Baltay et al.(¹⁹⁹⁰)이 제시한 0.47을 적용하였다(Table 3 참조).

Fig. 9는 HCFT말뚝을 구성하는 강관과 충전 콘크리트 사 이에 적용한 경계조건에 따른 해석결과와 시험결과를 비교한 것이다. 미끄러짐을 허용하지 않는 경우에는 경계조건과 무 관하게 해석결과가 거의 동일하였고, 이러한 해석결과는 실 물시험에서 관찰된 결과에 매우 근접한 것으로 나타났다. 이 런 현상은 원심성형방식으로 제작되고 고강도 콘크리트를 사 용하는 HCFT말뚝의 특성상 콘크리트와 강관의 접촉면에 작 용하는 부착강도가 두 재료사이에 작용하는 전단응력보다 크 기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 HCTF말뚝에 대한 해석 모델에서는 완전접촉이나 미끄러짐을 허용하지 않는 접촉조 건을 적용하는 것이 타당한 것으로 판단된다. 마찰 없는 접촉 조건으로 해석한 경우는 실제 시험에서 관찰되지 않는 강관 의 국부적 좌굴과 단부에서 두 재료간의 단차가 발생하여 실 제 거동과는 차이를 보였다.

Fig. 9

Flexural analysis results of HCFT piles with different contact condition

3.4. PC 강봉의 배치에 따른 거동 분석

PHC말뚝은 PC강봉으로 보강하는 구조로 PC강봉에 의한 유효프리스트레스의 크기에 따라 각각 A-type(3.92 MPa), B-type(7.85 MPa), C-type(9.81 MPa)으로 나누어지며 이에 따 라 휨강도도 달라진다. 본 절에서는 프리스트레스의 크기가 HCFT말뚝의 휨강도에 미치는 영향을 분석하기 위해 각 형식 별로 동일한 PC강봉제원에 유효프리스트레스를 달리한 경우 와, 유효프리스트레스에 따라 단면적이 증가된 PC강봉을 추 가로 고려한 경우에 대한 해석을 수행하였다. PC강봉의 단면 적은 A-type에 비해서 B-type은 2배, C-type은 2.5배 증가시킨 것으로 하였다. 여기서 유효프리스트레스는 하중재하전에 콘 크리트의 단면에 균일한 압력을 가해 고려하였다.

유효프리스트레스만을 증가시킨 경우에는 유효프리스트 레스의 증가에도 불구하고 휨강도의 증가에 미치는 영향을 상대적으로 작았다(Fig. 10(a) 참조). 반면, PC강봉의 제원을 반영한 경우에는 인장부 PC강봉의 역할에 따라 휨강도가 크 게 증가되는 것을 볼 수 있다(Fig. 10(b) 참조). 다만 B-type의 경우, 극한상태까지 해석이 수행되지 않는 결과를 보이고 있 어 수치해석상의 불안정 때문인 것으로 판단되며 추가적인 검증이 필요하다.

Fig. 10

Flexural analysis results of HCFT piles with different prestress

3.5. 콘크리트 두께에 따른 거동 분석

본 절에서는 HCFT말뚝의 구성요소인 PHC말뚝의 콘크리 트 두께에 따른 거동을 분석하기 위해 일반적으로 사용되는 두께인 80 mm와 완전히 채운 경우(250 mm), 및 그 중간두께 인 경우(160 mm)로 나누어 해석을 수행하였다.

콘크리트 두께에 따른 휨강도의 증가는 상대적으로 작았는 데, 이는 HCFT말뚝의 특성상 휨거동시 중립축이 압축측으로 이동하게 되고 이에 따라 두께효과가 반감되기 때문인 것으 로 분석된다. PC강봉의 효과가 작은 경우에 중립축의 이동이 커지므로 이러한 현상은 더 두드러지게 나타날 것으로 판단 된다(Fig. 11 참조).

Fig. 11

Flexural analysis results of HCFT piles with different concrete thickness