1. 서    론

회전에 의해 생기는 원심력을 이용하여 콘크리트를 다짐하는 원심성형 콘크리트는 1800년대부터 전주, 말뚝, 관 등 중공 원통형 제품에 이용되어져왔다. 1920년 호주의 Hume 형제가 이러한 공법을 말뚝에 적용하여 PHC말뚝을 발명했으며, 1930년대 미국을 통해 일본에 소개되었고, 이후 일본을 거쳐 우리나라에 도입되었다.^1-4) PHC말뚝의 출현은 기존 RC 및 PC 말뚝으로 극복하기 어려웠던 깊은 심도의 말뚝시공으로 시공성을 개선하고, 본당 장기허용지지력 증가 등을 통해 경제성을 확보하며 그 품질의 우수성을 입증하며 발전해 왔다고 볼 수 있다.⁵⁾ 최근들어 구조물의 고층화, 대형화와 지가상승, 환경문제 등이 주요 관심사로 떠오르며 종래에는 볼 수 없었던 각종 특수공사가 증가됨에 따라 말뚝 기초공법의 개선 및 상부 구조물의 특수화에 맞추어 성능이 향상된 말뚝의 개발이 요구되고 있다.⁶⁾

2. 연구의 필요성

토목 및 건축 분야를 포함한 건설시장에서 주로 사용되고 있는 말뚝의 형태는 강관말뚝과 PHC말뚝이 대표적이나 강관말뚝은 구조성능 및 시공성이 우수한 반면 원자재인 철강재를 전량 수입에 의존하고 있어 지속적인 가격 상승이 전체 공사비의 증가로 이어지는 단점을 갖고 있으며, 반대로 PHC말뚝은 강관말뚝 대비 경제성 면에서 뛰어난 장점이 있지만 수평력이 크게 작용하는 구조에서는 사용이 제약된다.⁷⁾ PHC말뚝 시공부분에서는 시공 중 말뚝의 연직성을 확보하지 못할 경우 말뚝에 휨모멘트가 발생하고, 발생된 휨모멘트가 허용파괴한도를 초과하게 되면 말뚝의 파괴 또는 하중 지지력 저하 등의 문제점이 발생된다.⁸⁾

최근 들어 이러한 말뚝의 단점을 보완하고자 말뚝 선단부를 확장하여 선단지지력을 증대시키는 선단확장형 말뚝과 강관말뚝과 PHC말뚝의 특징들을 조합한 복합말뚝 등의 개발 및 적용이 활발히 이루어지고 있다.⁷⁾ 선단확장형 말뚝 구조는 선단지지력 향상을 통해 말뚝의 사용성 증대에 목적이 있으며, 복합말뚝은 주 하중이 압축력인 중․하부 말뚝에 PHC말뚝을 사용하고 전단력과 휨모멘트가 크게 발생하는 말뚝 상부에는 강관말뚝을 적용시키는 기능성 말뚝의 대표적인 말뚝이다. 그러나 복합말뚝의 경우 강관말뚝 대비 경제성을 확보할 수 있으나, 말뚝의 두부정리 시 커팅되는 부분이 PHC말뚝보다 상대적으로 고가인 강관말뚝이어서 강관말뚝의 문제점으로 거론되는 경제성에서 자유로울 수는 없다.

본 연구는 PHC말뚝에 말뚝 보강철근(1st reinforcement)과 내부 보강철근(2nd reinforcement)을 배치하여 말뚝의 휨 강도를 증진시키는 링형 합성 전단연결재를 적용한 콘크리트 충전 PHC말뚝(Concrete Filled Pretensioned Spun High Strength Concrete Pile with Ring type Composite shear connectors, 이하 CFP말뚝)에 대한 축력-휨모멘트(P-M) 상관관계와 휨 성능 평가 결과를 비교․분석하여 기존 말뚝의 문제점을 해결하고자 한다.

3. CFP말뚝의 휨강도 산출

말뚝 보강철근, 내부 보강철근 및 속채움 콘크리트를 갖는 CFP말뚝의 P-M 상관관계를 예측하기 위해 Fig. 1의 CFP말뚝 구성 재료인 PHC 말뚝, 속채움 콘크리트, 이형 강연선, 말뚝 보강철근, 내부 보강철근의 재료적 특성을 반영하여 휨모멘트를 산출하였다.

CFP말뚝은 PHC말뚝에 합성 전단연결재, 말뚝 보강철근, 내부 보강철근과 속채움 콘크리트를 보강한 말뚝으로 기본적인 재료는 PHC말뚝과 동일하게 기성재료를 사용하였으며, 합성 전단연결재만 주물로 제작하였고, 재료의 특성은 Tables 1, 2와 같다.

PHC말뚝의 휨모멘트를 계산하기 위해서는 Fig. 2의 압축블록현의 기하학적 형태에서 압축영역의 면적과 도심을 식 (1)∼(5)와 같이 계산한다.

 (1)

여기서, H는 원형단면의 높이, 는 압축역의 높이, 는 압축블록 현으로 둘러쌓인 각으로 단위는 라디안()이고, 끼인각 인 원호의 원의 중심으로부터 도심까지 거리는 이므로, 말뚝 면적의 도심은 식 (2)와 같다.⁹⁾

  (2)

PHC말뚝의 면적(A)은 말뚝 외경에 따른 단면적에서 중공단면을 뺀 식 (3)으로 표현되며, PHC말뚝 중심에 관한 압축요소의 1차 모멘트()는 식 (4)와 같다.

 (3)

 (4)

 (5)

여기서, : 휨 부재의 단면응력블록 등가응력 계수: 콘크리트의 설계압축강도

. (6)

여기서, : 한계상태 재료저항계수: 휨 압축 유효계수: 콘크리트 공시체 기준압축강도

한계상태설계법에 따른 재료 계수는 Table 3과 같으며, CFP 말뚝의 휨모멘트는 PHC말뚝, 속채움 콘크리트, 이형 강연선, 말뚝 보강철근, 내부 보강철근의 합으로 식 (7), (8)과 같다.

 (7)

 (8)

CFP말뚝의 P-M 상관관계 계산은 강재와 콘크리트에 발생하는 재료의 응력-변형률 곡선으로부터 구할 수 있다. CFP말뚝의 파괴 시 실제 비선형 압축응력 분포는 크기가 이고 균등하게 분포하는 등가 직사각형 응력분포로 가정한다. 여기서, 는 등가 응력 블록의 응력 크기 계수이고, 는 식 (6)과 같이 계산된다. 강재와 콘크리트의 내적 저항력이 계산되면 2개의 평형 방정식 에 의해 축력()과 모멘트()를 결정하고 편심은 으로 계산한다.

CFP말뚝의 기본 단면은 링형 합성 전단연결재와 속채움 콘크리트가 배치된 단면으로 Fig. 3은 속채움 콘크리트의 압축강도에 따른 P-M 상관도로 속채움 콘크리트와 푸팅기초의 일괄타설을 위해 변수를 속채움 콘크리트 압축강도 24 MPa, 27MPa, 40MPa로 적용하였다. CFP 순수 압축력은 속채움 콘크리트의 압축강도 변화에 따라 압축강도 24MPa 대비 각각 2.7%, 15.63% 향상되는 것을 볼 수 있다.

보강철근과 속채움 콘크리트의 강도에 따른 P-M 상관관계를 알아보기 위해 속채움 콘크리트의 강도와 보강 1단계 말뚝 보강철근량 그리고 보강 2단계 내부 보강철근량을 변수로 P-M 상관도를 작성하여 Fig. 4(a), (b), (c)와 같이 나타냈으며, (b), (c)의 보강철근 수량은 하중의 방향성을 고려하여 8개로 고정하고, 철근의 직경만을 변수로하여 1, 2차 보강 단계별 P-M 상관도를 나타내었다.

원형단면의 보강된 철근 개수와 중립축 방향에 대한 위치에 따라 모멘트 강도가 일정하지 않으므로 상관도 작성 시 가장 취약한 위치에 철근을 배치하여 계산하여야 하지만, 철근의 개수가 8개 이상이 되면 마치 연속으로 배치하는 격이 되어 이런 문제가 없어지기 때문이다.⁹⁾ 이러한 이유로 CFP말뚝의 1, 2차 보강철근을 8개로 하여 수평하중에 대한 방향성을 고려한 배치가 되도록 하였다.

Fig. 4(a)와 같이 말뚝 보강철근이(H13-8EA) 배치된 보강 1단계의 속채움 콘크리트 강도 변화에 따른 P-M 상관도에서는 24MPa를 기준으로 2.5%, 13.5%의 CFP말뚝 순수 압축력 증가가 나타났고, Fig. 4(b)는 콘크리트 강도 24MPa로 속채움된 보강 1단계의 P-M 상관도로 말뚝 보강철근 H13-8EA를 기준으로 말뚝 보강철근 직경변화에 따라 13.0%, 28.8% 순수 휨모멘트가 증가하였다. (c)는 속채움 콘크리트(24MPa)와 1차로 보강된(H13-8ea) CFP말뚝에 내부 보강철근을 변수로 한 P-M상관도로 H19-8ea 대비 순수 휨모멘트가 9.4%, 20.3% 증가하게 나타났다.

Fig. 4는 CFP말뚝이 갖는 보강 재료를 활용하여 외력에 따른 말뚝내력 보강방안의 다양성을 보여주고 있으며, 설계조건 및 현장여건에 따라 위의 예시와 같이 말뚝 및 내부 보강철근과 속채움 콘크리트의 강도를 변수로 하여 최적 설계가 가능할 것으로 생각된다.

Table 4, Fig. 5와 같이 CFP말뚝의 기본 구성은 속채움 콘크리트(24Mpa), 말뚝 보강철근(H13-8ea)과 내부 보강철근(H19-8ea)으로 구성되어있다. 보강 단계에 따라 CFP-N-N 시험체를 기준으로 최대 모멘트(M_u,max)는 5.4∼16.5%, 순후 휨 모멘트(M_u,pure)는 33.8∼99.4%, 최대 축력(P_u,max)은 4.4∼16.5%의 증가하였다.

Fig. 6(a)∼(c)는 CFP말뚝의 보강 단계별 한계상태설계법에 의한 P-M 상관관계를 나타낸 것으로, (a)∼(c)와 같이 극한한계상태, 극단상황한계상태, 사용한계상태의 P-M상관관계가 나타냈고, 이는 한계상태별 적용된 각 재료의 재료저항계수(), 이형 강연선과 보강철근의 항복변형률()에 따라 다르게 나타났다.

또한 CFP말뚝은 PHC말뚝을 기본으로 하고 있으므로 PHC말뚝 설계에 적용되는 허용응력 수준을 고려한 4배의 안전율을 도입하여 Fig. 7과 같이 각 실험체별 P-M상관도를 나타내었다.

4. 시험체 제작 및 실험

4.1 실험계획

CFP말뚝의 제작은 PHC말뚝 제작공정 중 편성된 철근 망에 합성 전단연결재의 배치하고, 합성 전단연결재 철근 홀에 말뚝 보강철근을 삽입한 후 원심성형을 통해 보강 1단계 프리캐스트 공정을 완료하였으며, 2단계 보강 공정은 보강 1단계가 완료된 말뚝의 중공 단면에 Fig. 9와 같이 내부 보강철근을 배치하고 콘크리트 속채움하여 Fig. 10과 같이 시험체 제작을 완료하였다. 시험체는 Table 5와 같이 CFP말뚝이 갖는 각 단면별 각각 2개의 시험체를 제작하여 성능평가시험을 수행하였다.

시험체는 KS 제품인 PHC말뚝 Ø500, A type (Table 6)을 사용하였으며, 속채움 콘크리트의 기준 압축강도는 24MPa를 적용하였다.

4.2 시험체 제작

CFP말뚝의 제작 및 현장시공은 기존 PHC말뚝과 같이 1차 프리캐스트 말뚝 제작과 2차 현장 시공으로 나뉜다. 프리캐스트 말뚝 제작에서는 PHC말뚝 제작공정에 Fig. 8과 같이 (a) 합성 전단연결재 배치와 (b) 말뚝 보강철근 삽입 공정이 추가된다.

현장시공은 PHC말뚝의 공정과 같이 말뚝 커팅과 내부 보강철근의 배치로 현장 시공방법이 동일하게 이루어진다.

4.3 실험방법

CFP말뚝의 휨 강도 실험은 Fig. 11과 같이 말뚝 길이의 3/5을 지간으로 하여 지지하고 지간의 중앙에 연직 하중 P를 가력하는 방법으로 실험을 진행하였다. 말뚝 시험기의 용량은 1,500kN이고 하중제어는 단조가력방식으로 하였으며, 시험체 변위 측정을 위해 시험체 중앙부와 양 지점과 하중 재하점 1/2지점에 각각 LVDT를 설치하였다.

PHC말뚝의 초기균열 및 휨모멘트 계산식 (8)에 의해 CFP말뚝의 초기균열 및 휨모멘트를 계산하였다.¹⁰⁾

(8)

여기서, 는 KS F 4306에 명기된 PHC말뚝의 중량이며, 는 속채움 콘크리트의 중량, L은 말뚝 길이, P는 재하 하중이다.

5. 실험 결과 및 비교 분석

5.1 균열 양상

Fig. 12(a)∼(f)는 실험에서 나타난 균열양상을 보여주고 있으며, 3종류의 시험체를 각각 2개씩 실험한 결과 같은 시험체는 균열 양상이 유사하게 나타났으며, 보강 철근량이 많을수록 콘크리트의 미세 균열이 많이 발생하고 균열발생 구간 또한 넓어지는 패턴을 보였다.

(a)CFP-N-N (1) 시험체의 균열양상은 Fig. 12(a)와 같이 경간중앙부에서 초기 균열이 관찰되었고 가력하중이 증가함에 따라 휨 구간에서 추가 균열이 발생되었다. 휨 균열이 안정화 상태에 돌입한 후 휨 전단 지간에 위치한 휨 균열의 상단이 하중재하점으로 향하는 경사 균열로 발전하고 시험체의 처짐이 증가하면서 초기균열이 확대되며, 중립축 방향으로 깊게 연장되면서 휨 파괴가 발생하였다.

(b)CFP-N-N (2) 시험체의 균열양상은 경간중앙부에서 최초 균열이 발견되었고 그 후 하중 재하점 2곳에서도 균열이 나타나며, 재하점 내부에 여러 개의 추가 균열이 관찰되었다. 파괴 패턴은 CFP-N-N (1)과 같이 중앙부 발생 균열 폭의 확대와 균열 깊이가 깊게 연장되면서 파괴 되었으나, 휨․전단 구간의 균열은 하중재하점 방향으로 경사지는 양상을 보이지 않았으며, 이는 CFP-N-N (1)에 비해 균열수가 많아져 중심축이상까지 균열이 확대되지 못하고 수직 균열만을 보이며 파괴되었기 때문이라 생각된다.

(c)CFP-13-N (1)의 초기 균열은 경간중앙부에서 발생하여 휨 균열의 분포가 점차적으로 지점부로 발달해가면서 휨 구간 및 휨 전단 구간에 걸쳐 약 3.5m 이내에 균열분포를 보였으며, 최대 하중재하 시 CFP말뚝의 최고 변위가 발생하면서 압축부에서 압축 응력을 받아 압괴 변형을 일으키며 휨 파괴가 발생하였다.

(d)CFP-13-N (2)의 초기 균열은 경간중앙부에서 발생하면서 CFP-13-N (1)과 유사한 균열패턴을 보였으며, 최대 하중재하 시 CFP-N-N 시험체들의 균열 패턴과 달리 시험체 중앙 경간에 발생한 균열의 폭, 깊이로 확대되는 양상은 보이지 않고 균열 간격이 좁아지며 많은 미세 균열이 발생되었다. CFP-13-N (1) 시험체와 같이 압축부의 압괴 변형을 일으키며 최종 파괴가 발생하였으며, 이는 1차 철근보강으로 CFP말뚝의 휨 응력 증가에 따른 것으로 여겨진다.

(e)CFP-13-19 (1) 시험체도 초기 균열패턴은 CFP-13- N 시험체들과 유사한 양상을 보였고 하중이 증가함에 따라 휨 균열이 시험체 압축부로 확대되면서 경사균열로 이어지는 휨 전단 균열이 발생되며, 시험체 압축부에서 압괴 변형을 일으키며 파괴되었다.

(f)CFP-13-19 (2) 시험체 또한 경간 중앙 인장부에서 초기 균열이 발생하였고 약 4m 이내에서 모든 균열이 발생하였으며, 수직 하중에 대한 균열이 압축부로 확대되면서 압축부에서 압괴 변형을 일으키며 파괴되었다. 본 시험체는 CFP-13-19 (1) 시험체와 같이 2차 보강철근의 배치로 초기 균열 발생 후 변형성능이 기존 시험체들에 비해 가장 우수하게 나타났다.

5.2 하중-처짐 관계

시험체 파괴 양상과 최대 하중은 Fig. 13과 같이 동일 시험체별로 유사한 하중-변위 곡선 분포를 나타냈으며, Fig. 13의 각 시험체별 곡선에서 나타난 변곡점과 최종 파괴하중은 Table 7과 같다.

하중-처짐 곡선의 첫 번째 변곡점은 초기 균열 발생에 따른 처짐량 증가에 따른 것이며, 두 번째 변곡점은 이형 강연선, 보강철근과 콘크리트의 슬립에 의한 처짐 증가로 나타난 곡선 기울기의 변화로 생각된다.

시험체 CFP-N-N (1), CFP-N-N (2)는 초기 균열 하중 평균은 111.3kN이고, 강재의 슬립 발생 하중의 평균은 178.5kN, 최종 파괴하중 평균은 234.4kN으로 나타났다.

CFP-13-N (1), CFP-13-N (2) 시험체는 초기 균열 평균 하중이 129.4kN, 강재 슬립 발생 평균 하중은 272.2kN, 최종 파괴 평균 하중은 343.2kN으로 CFP-N-N 시험체보다 약 16.2%, 52.5%, 46.4% 로 높게 나타났다.

CFP-13-N (1), CFP-13-N (2) 시험체는 초기 균열 평균 하중이 129.4kN, 강재 슬립 발생 평균 하중은 272.2kN, 최종 파괴 평균 하중은 343.2kN으로 CFP-N-N 시험체보다 약 16.2%, 52.5%, 46.4% 로 높게 나타났다.

CFP-13-19 (1), CFP-13-19 (2)의 초기 균열 평균 하중은 151.2kN, 강재 슬립 발생 평균 하중은 409.6kN, 최종 파괴하중 평균은 478.0kN으로 CFP-N-N 시험체보다 약 35.9%, 129.4%, 103.9%로 높게 나타났다.

5.3 설계와 실험 결과 비교

휨 실험을 통해 얻어진 시험체별 휨모멘트와 CFP말뚝의 P-M 계산법으로 산출된 휨모멘트는 Table 8과 같다. PHC말뚝(D500)의 균열 휨모멘트와 기준 휨모멘트는 각각 103.0kN·m, 155.0kN·m로 CFP말뚝의 각 시험체가 갖는 휨모멘트가 KS 말뚝 기준 대비 균열 휨 모멘트는 1.08∼1.51배 그리고 파괴 휨모멘트는 1.43∼2.99배 높게 나타나 보강철근 배치를 통해 휨 성능이 향상된 것을 볼 수 있다. 또한, 실험을 통해 얻은 균열 휨 모멘트와 PHC말뚝과 동일한 안전율을 적용한 CFP말뚝의 P-M상관도의 휨모멘트 비는 1.55∼2.47배로 나타났다.

사용한계상태에서 CFP-N-N, CFP-13-N, CFP-13-19 시험체별 휨모멘트 안전율은 각각 1.12, 1.23, 1.15로 나타나 한계상태설계법의 휨 모멘트 예측값이 실험값과 유사하게 나타나 합리적인 예측이 가능할 것으로 판단된다. 또한 극단상황한계상태에서의 시험체별 안전율은 1.14, 1.27, 1.20로 나타났으며, 극한한계상태에서 안전율은 1.24, 1.39, 1.33으로 나타나 설계적용에 따른 충분한 안전율을 확보하고 있는 것으로 생각된다.

6. 결    론

본 연구에서는 PHC말뚝을 보강한 CFP말뚝이 갖는 보강 단계별 휨 성능 평가를 수행하고, P-M 설계법에 의한 휨모멘트 예측과 실험값과의 비교 평가를 수행하였다.

1)실험결과 모든 실험체는 초기균열 발생 후 균열의 증가와 균열 폭이 확대되고, 중립축 방향으로 깊게 연장되면서 휨 파괴가 발생하는 양상을 보였다.

2)각 시험체별 첫 번째 보강단계와 두 번째 보강단계에 따른 하중 증가율은 초기균열하중에 대해서 16.2%, 16.9%, 강재 슬립 하중에 대해서 52.5%, 50.5% 그리고 최고 하중에 대해서는 46.4%, 39.3%로의 증가율을 보였으며, 재하 하중에 따른 보강 철근량의 최적 배치가 가능할 것으로 생각된다.

3)CFP말뚝의 휨 성능 평가 실험결과 모든 시험체에서 보강철근량에 따른 연성능력 증대와 전형적인 휨 균열 패턴을 보이며 시험체가 파괴되었다.

4)PHC말뚝의 기준 휨모멘트는 155.0kN·m로 CFP말뚝이 갖는 휨모멘트가 KS 말뚝 기준 대비 1.43∼2.99배 향상된 것을 볼 수 있다.

5)CFP말뚝의 최대 휨모멘트 예측값을 휨 실험에 의해 구한 최대 휨모멘트와 비교해 볼 때, 각 보강 단계별 1.23∼1.40배의 안전율을 갖는 것으로 나타나, 본 연구에서 제시한 설계법에 의해 CFP말뚝의 P-M 계산법은 합리적인 것으로 판단되며, CFP말뚝에 필요한 휨 내력 산정시 보강철근량의 변화를 통한 최적 설계로 경제성 확보가 가능할 것으로 생각된다.

6)CFP말뚝의 시험체의 균열 휨 모멘트()와 허용응력설계법을 적용하는 PHC말뚝과 동일한 안전율을 갖도록 한 CFP말뚝의 P-M상관도의 휨모멘트 비는 1.55∼2.47배로 나타났다.