2.1 실험체 H-pile 길이 산정

대상 구조물 거동과 유사한 실험체의 H-pile 변위 프로파일(Fig. 1)을 통해 길이를 결정하였다. 실험체의 H-pile 길이 산정은 수평방향 지반반력계수 등의 지반조건과 H-pile 근입 깊이가 고려되어야 하며, Davisson(1970)⁽⁵⁾이 제시한 식(1)을 사용하였다.

Fig. 1. Explanation of variables in Eq. (1), (2) and (3)

다음 식(1)을 통해 지반반력계수를 산정하였으며, 계산을 위한 제원 및 계수 값과 계산한 결과를 Table 1에 정리하였다.

여기서, $k_{h}$는 수평방향 지반 반력계수 ($k N/m^{3}$), $k_{h0}$는 직경 0.3m의 강체원판에 의한 평판재하시험에 의한 값에 해당하는 수평방향 지반 반력계수$(k N/m^{3})$, $E_{0}$는 지반 변형상수 ($k N/m^{2}$), $\alpha$는 표준관입시험 N값을 사용할 경우 (평상시=1), $B_{h}$는 하중작용방향에 직교하는 기초 환산 재하 폭 ($m$)이다.

계산된 수평방향 지반반력계수를 적용으로 실험체 H-pile의 길이($L_{f}$)를 계산하였다. Baguelin 등(1977)⁽²⁾과 Davisson(1970)⁽⁵⁾의 이론 연구에 의하면 말뚝의 길이 산정식은 수평방향 지반반력계수($k_{h}$)가 고정 상수인 경우와 지반의 근입깊이에 따라 비례상수로 적용하는 경우로 구분되며, 다음 식(2), (3)에 의해 산정된다.

2.2 설계 횡하중 산정

콘크리트 벽체 구조의 설계 횡하중 산정을 위한 구조해석을 Fig. 3과 같이 수행하였으며, 방음벽 기초 높이는 2m, 기초말뚝(H-pile)의 관입 길이는 6m로 기초벽체 내의 근입 깊이는 1m이다. 옹벽 벽체높이는 3m이며, 기초말뚝의 관입길이와 기초 근입깊이는 동일하게 적용하였다. 옹벽설계기준에 따라 상재활하중은 10$k N/m^{2}$, 방음벽 지주에 작용하는 풍하중은 내륙지역 기준인 30$m/s$를 적용한 결과로부터 1$k N/m^{2}$로 산정하였다. 설계하중은 두 가지 구조 부재에 작용하는 횡하중 중 큰 하중을 선정하여 분석하였다. 단위 길이에 작용하는 설계 횡하중은 54.6$k N$이며, 이에 대한 수평변위는 9.30mm로 계산되었다.

Fig. 2. Comparison of H-pile deformation profile

Fig. 3. Design load and displacement

2.3 사용재료 및 실험체 제작

실험체에 사용된 재료는 H-pile과 프리캐스트 벽체의 콘크리트, 연결부의 무수축 그라우트로 구성된다. 말뚝에 적용되는 H-pile의 규격은 250×250×9×14mm의 SS275강종을 사용하였다. PC 벽체에 적용되는 콘크리트의 레미콘 규격은 25-35-150를 적용하였다. 압축강도 및 슬럼프 시험 결과를 포함한 콘크리트 품질 시험 결과를 Table 2에 정리하였다. 압축강도 결과는 재령 7, 28일에서 37.2, 43.2MPa로 배합강도 35MPa을 만족하였으며, 슬럼프도 155mm로 목표슬럼프의 범위에 적합한 것으로 확인되었다. 보강철근은 항복강도 $f_{y}$=400MPa, 탄성계수 $E_{s}$=200,000MPa인 SD 400 철근을 사용하였다.

그리고 실험체의 연결부에 적용되는 무수축 그라우트는 재령 28일 압축강도 60MPa 이상, 플로우 300mm이상의 M사의 제품을 사용하였으며, 실험 측정 결과는 재령 7, 28일에서 각각 62.0MPa, 71.4MPa로 재령 7일에서 목표 강도를 만족하였다.

실험체의 주요 부재는 크게 콘크리트 기초, 그라우트 연결부, H-pile로 구성되며, PC 부재는 내부 보강 철근과 연결부의 그라우트를 보강하기 위한 띠철근, 하중가력부의 국부적인 파괴를 방지하기 위한 철근이 배근되었다. H-pile과 PC 벽체 연결부는 그라우트 주입구 및 공기배출구, 보강덮게, 전단연결재 등을 배치하여 중공부에 무수축 그라우트를 충진하여 제작하였다. 무수축 그라우트 충진을 위한 하부의 중공부 너비는 500×450mm이며, H-pile을 근입하여 1,000mm의 높이로 충진하였다. 제작 과정은 Fig. 4와 같이 PC 벽체 보강 철근 조립 및 거푸집 설치, PC 벽체 콘크리트 타설, H-pile 관입 및 설치, 무수축 그라우트 충진 순으로 제작되었다.

Fig. 4. Fabrication procedures for test specimens

3.1 하중-변위 계측

변위 계측 위치는 하중 가력 위치와 PC 벽체 및 H-pile의 최대변위가 발생되는 위치에 설치하여 측정하였으며, 계측기는 변위 측정에 주로 활용되는 LVDT(The linear variable differential transformer)를 사용하였다. 실험체의 변위 측정 위치에 따른 결과 도출 내용은 다음과 같이 정리하였다.

(1) PC 벽체 하중 가력부의 변위(최대 변위 발생 위치)

(LVDT 1 : 지면으로부터 3,300mm)

: 실험체 기초 상단의 수평변위 평가

(2) 프리캐스트 벽체 중단 중앙부의 변위

(LVDT 2 : 지면으로부터 2,500mm)

: 실험체 전체의 변위 프로파일 평가

(3) H-pile 연결부 끝단의 변위(H-pile의 지면 상단부 위치)

(LVDT 3 : 지면으로부터 1,500mm, H-pile 연결부 끝단)

: 설계하중 하에서의 말뚝 허용 변위 비교 평가

LVDT 설치 위치 모식도와 설치 사진은 다음 Fig. 5와 같다. Fig. 5와 같이 LVDT를 설치하여 실험체의 하중-변위 곡선을 통한 구조적 거동 및 성능을 평가하였다. 그리고 설계 하중에서 H-pile 지면 상단부에 해당하는 위치의 변위를 허용 수평 변위량에 해당하는 하중으로 수평 지지력을 산정하는 탄성지반 반력법(Chang, 1937)⁽⁴⁾으로 최대 허용 변위 기준을 15mm로 설정하여 횡하중 저항 성능을 검증하였다. KDS 11 50 20 : 2018 깊은기초 설계기준(한계상태설계법)에서 말뚝의 허용 수평변위는 38mm로 적시되어 있으나(KDS, 2016)⁽⁶⁾, 이 연구에서는 보다 보수적인 도로교 설계기준 해설 (하부구조 편) 및 Chang(1937)⁽⁴⁾의 방법에 의한 허용 변위인 15mm로 설정하였다.

하중은 파일 구속부에 부착된 변형률 게이지의 값이 강재의 항복변형률 이상이 되도록 가력하여 파괴양상 및 안정성을 확인하였다.

Fig. 5. LVDT

3.2 균열 및 계면이격 조사

콘크리트 표면 변형률 게이지 설치 위치는 Fig. 6과 같이 H-pile이 프리캐스트 벽체 하부에 매립되는 상․하의 그라우트 표면에 설치하였다. 이를 통해 수평 하중의 가력에 따른 H-pile의 연결부인 그라우트부에서의 지압파괴 및 균열진전을 확인하고자 하였다. 또한 설계하중 하에서의 그라우트 상태를 관찰하여 연결부의 안정성을 평가하고자 하였다.

그리고 프리캐스트 벽체와 그라우트 간의 상대거동을 평가하기 위해 균열게이지를 Fig. 7과 같이 상･하･좌･우의 계면에 설치하였다. 실험체의 균열게이지 설치 위치는 그라우트 및 콘크리트 계면을 사이에 두고 한 쪽은 그라우트에 고정하고, 다른 한 쪽은 콘크리트 벽체의 표면에 고정하여 설치한 후 계면 이격거리를 측정하여 상대거동을 평가하였다.

Fig. 6. Concrete strain gage

Fig. 7. Crack gage

3.3 하중가력 방법 및 실험변수

실험체의 하중가력 방법은 Fig. 8과 같이 엑츄에이터의 힌지 끝단에 1m 길이 원형 강봉을 설치하여 선 하중으로 재하하였다. 수평 방향 하중의 가력위치는 프리캐스트 벽체의 휨 거동을 유도하기 위해 시험체 상단에서 200mm 아래 위치에 가력하였다. 또한 하중이 가력되는 지점은 선 하중 가력 위치 변화 및 콘크리트 국부적인 파괴 방지를 위해 고탄성 고무판을 설치하였다.

하중 가력 이력은 단조 가력 조건, 단조 가력 후 하중을 서서히 제거하는 조건과 반복하중 조건으로 설정하였다. 반복하중 가력 조건은 1, 2차 가력 조건은 H-pile의 항복 변형률 범위를 모니터링하여 이전 실험체의 최종 하중에 대해 65%로 설정하였다. 3차 하중 가력은 H-pile이 항복 변형률 범위에 해당하는 최종 하중의 95%로 반복한 후 최종까지 하중을 가력하였으며, 하중 가력조건에 대한 변수 설명은 Table 3에 정리하였다. 모든 실험체의 최종 하중가력은 엑츄에이터의 허용 스트로크와 H-pile의 항복 변형률 범위를 고려하였으며, 하중 가력속도의 범위는 0.05mm/s~0.1mm/s이다. Table 3에서 HP-S-1와 HP-S-2는 동일한 실험체의 가력 조건이다.

Fig. 8. Loading

4.1 변위 저항 성능

H-pile 말뚝기초의 허용 변위량은 도로교 설계기준(2008) 및 철도설계기준(2004)에 따라 말뚝 지름 1500mm이하인 경우에 대해 허용 변위량을 15mm로 규정하고 있다. 한편, 본 실험체의 설계하중은 54.6kN이다. 그러므로 설계하중에 해당하는 변위값(DDL)을 하중-LVDT 3 변위 그래프(Fig. 9)로부터 특정할 수 있다. LVDT는 벽체하단의 변위로서 상기한 말뚝상단의 허용변위와 동일한 위치의 변위이다. 그러므로 변위저항성능(Displacement Capacity, DC)은 다음 식(4)과 같이 정의할 수 있다. 반복하중 가력 실험체의 경우는 반복하중 작용 후 최종하중에 대해서만 평가하였다.

Fig. 9. Load-displacement (LVDT3) curves

Fig. 9에서 도출한 각 실험체의 설계 횡 하중에 해당하는 변위($D_{DL}$)와 변위저항성능(DC)을 Table 4에 정리하였다. 모든 실험체의 $D_{DL}$이 허용변위 15mm 보다 크게 작은 것을 확인할 수 있다. 즉 모든 실험체는 충분한 변위저항성능을 나타냈다. 변위저항성능 DC는 최소 138%에서 최대 158%까지로 나타났다.

4.2 내하 성능

설계 한계상태에서의 실험체의 내하성능 (Load Capacity, LC)을 평가하기 위해 하중-LVDT 3 변위 그래프로부터 허용변위 15mm에 해당하는 하중($P_{15mm}$)을 특정하였다. 이 하중을 다음 식과 같이 설계하중 54.6kN으로 나누어 내하성능을 평가하였다.

각 실험체의 허용변위 15mm에 해당하는 하중은 다음 Fig. 10에 도시하였으며, 이를 설계 하중과 비교하여 Table 5에 정리하였다. 그 결과, 국내외 말뚝 허용변위 기준에서의 실험체 횡 하중 저항 성능 즉, 내하성능은 128%~154%로 매우 우수한 것으로 평가되었다.

Fig. 10. Load at allowable lateral displacement

4.3 설계하중에서 H-pile와 그라우트 계면의 콘크리트 변형율

본 실험체 설계하중에서 H-pile과 그라우트 간의 상대거동을 평가하기 위해 H-pile이 매립된 그라우트 표면에 부착된 콘크리트 변형률 게이지를 통해 하중-변형률 그래프(Fig. 11)를 획득하였다. 가력 조건에 따른 H-pile 매립부의 그라우트 의 변형률은 Table 6에 정리하였으며, 8.4~60.7µɛ으로 매우 낮은 것으로 확인되었다.

Fig. 11. Strain results attached on grout (see Fig. 6)

4.4 설계하중에서 계면이격 확인

본 실험체 설계하중에서 H-pile과 그라우트 간의 프리캐스트 벽체와 그라우트 계면에 설치된 변형률 게이지로 계면이격을 평가하고자 하였다. 설계하중 하의 가력조건에 따른 계면 간의 상대 거동 평가 결과는 다음 Fig. 12와 같다. 실험체의 연결부인 콘크리트 및 그라우트의 계면에서의 이격거리를 확인한 결과 0.01~0.06mm의 낮은 이격거리로 우수한 수준의 부착성능을 확인되었다. ACI 224(2001)⁽¹⁾ 위원회 및 CEB-FIP Code(2012)⁽³⁾의 기준에서 유해 환경 및 악조건에 대한 콘크리트의 최소 균열폭을 0.1mm로 기준하고 있음을 감안할 때, 본 실험에서 발생한 이격거리는 기준의 약 50% 수준으로 내구성의 측면에서 유해한 정도는 아닌 것으로 판단 할 수 있다.

Fig. 12. Relative displacement between concrete and grout

5.1 실험체의 구조거동해석 모델링

실험체의 수평 하중에 대한 저항성능을 확인하기 위해 구조해석을 수행하였다. 구조해석 대상 실험체의 모델은 H-pile 상부에 PC 벽체를 매입한 모델이며, Fig. 13과 같이 모델링을 실시하였다. 대상 구조부재의 휨 거동에 대한 하중저항성능을 확인하기 위해 실험에서의 재하 위치와 동일한 하중재하 높이인 3,300mm로 설정하여 선 하중으로 설정하였으며, PC 벽체에 변위 제어로 0.1mm/s의 속도로 재하하여 평가하였다. 각 구조부재의 규격 및 제원은 다음 Table 7에 정리하였다.

구조해석을 통하여 실험체의 휨 거동을 평가하기에 앞서 구조해석 모델에 대한 해석 조건을 나타내었다. Fig. 13과 같이 각 부재 간의 접촉면은 Tie element를 사용하여 PC 벽체 부재와 H-pile을 일체화하였으며, H-pile과 PC 벽체의 접촉면은 Surface to surface 조건으로 Master surface는 H-pile, Slave surface는 PC 벽체에 적용하였다. 프리캐스트 벽체 부재와 H-pile 부재는 ABAQUS의 Mesh element 기능을 이용했으며, 8절점 Solid element(C3D8R)를 사용하여 모델화하였다. 경계조건은 휨 거동으로 인한 변형 및 변위가 발생하는 것을 확인하기 위해 3축으로 고정하였다. 하중재하로 인한 실험체의 휨 거동을 확인하기 위하여 하중재하지점(Load point), LVDT 2, LVDT 3에 대하여 변위를 확인하였다.

Fig. 13. FE modelling for 3D FE analysis

5.2 구조해석 결과

5.3 구조해석 및 실험 결과 비교・분석 작

5.3.1 하중-변위 비교・분석

Fig. 15는 설계, 실험 및 해석결과를 하중-변위 곡선으로 비교하였다. 실험 결과는 정적 하중 조건인 HP-S-1, HP-S-2, HP-S-3에 대한 하중-변위 결과를 도시하고, 각 위치에서의 하중-변위 해석한 결과를 나타내었다. 결과는 변위 측정 위치에 따라 구분하였으며, 실험의 변수에 따른 하중-변위는 유사한 결과를 나타내었다. 설계, 실험 및 해석 결과의 전체적인 구조적 거동은 유사한 결과를 나타내었으며, H-pile 지반 상단부의 경우는 그 차이가 가장 작았다. 구조해석 결과 구조부재의 항복 하중은 약 76.9kN이며, 이때의 변위도 7.9mm로 수평 허용변위 기준을 만족하였다. 또한 최대 하중은 83.9kN으로 평가되었다. 설계하중 하에서의 변위도 7.9~10.9mm 범위로 모든 결과가 허용 변위기준을 만족하여 내하력 및 변위저항성능을 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 14. Load-displacement curves obtained from FE analysis

Fig. 15. Comparison of load-displacement curves obtained from experiment and 3D FE analysis