O_3_02.hwp

Size: px

Start display at page:

Download "O_3_02.hwp"

가흔 영
2 years ago
Views:

1 KGS Spring National Conference 2009 / March 27~28, 2009 / Gyeonggi / Korea 지반 - 구조물간경계면효과를고려한 BARRETTE 말뚝의거동 Soil-Structure Interface Effects on Barrette Pile Behaviors 이상래 1), Sang-Rae Lee, 박성완 2), Seong-Wan Park, 임대성 3), Dae-sung Lim 1) 2) 3) 단국대학교토목환경공학과석사과정, Master student, Dept. of Civil Engineering, Dankook University. 단국대학교토목환경공학과교수, Professor of Civil & Environmental Engineering, Dankook University 삼보 E&C( 주 ) 기술연구소선임연구원, Senior Researcher, Technical Research Center, Sambo E&C SYNOPSIS : Recently, the use of barrette pile is remarkably increased specially for high-rise building and bridge foundations. However, on the contrary, very few studies have been made for analyzing barrette pile behavior considering interface behavior between pile and soils around. Therefore, in this paper, these effects are evaluated by using the 3-dimensional non-linear finite element method with the results of full-scale pile load test from the fields. In addition to that, the selection of proper stiffness modulus on the pile interface is discussed. Keywords : Barrette pile, Interface, Stiffness modulus, Foundations 1. 서론 최근들어초고층건물과대형교량의건설이증가함에따라대구경현장타설말뚝에대한필요성이크게대두되고있다. 기존의대구경현장타설말뚝은시공상문제, 고가의시공비, 소음및진동등의문제로도심지공사에따른문제점이빈번히대두되었으나많은연구결과와개선된시공실적을바탕으로대형공사의기초형식으로사용되고있는실정이다. 기초시공대상부지의지지층이깊어원형 Casing 사용으로인한말뚝의시공성이어렵고비경제적인경우벤토나이트슬러리를이용한 Barrette 말뚝은대구경원형현장타설말뚝의대안으로제시되고있다. 따라서, 본연구에서는실물크기의 Barrette 말뚝 2개소 (A-현장(2.8m 1.0m), B-현장 (2.8m 1.0m)) 의현장시험을토대로주면부의하중침하곡선을산정하고그결과에대한검증을위하여 3차원유한요소해석을실시하였다. 또한, Barrette 말뚝은벤토나이트슬러리를사용하여시공되는특성으로지반과의경계면 ( 경계면효과 ) 효과를수치해석을통하여모사하고그적용범위를제시하였다. 2. 현장재하시험 2.1 현장개요 본연구대상현장은 2개현장으로 A-현장의대상부지는상부층에매립층및실트층이약 20m 깊이로분포하고 Barrette 말뚝의시공시점부터실트질점토층, 자갈층과연암반층이존재한다. 말뚝은암반에 1.6m 소켓되었고, 하중을가하기위한유압식잭은말뚝선단상부 0.5m에위치하였다. B-현장은상부토사층이약 16m 깊이로존재하며, 그이후에실트질점토층과모래자갈층, 암반층이존재한다. 말뚝은 102

2 암반에 4m 소켓되었고, 하중을가하기위한유압식잭은연암층지지선단 0.5m 상부에시공되었다. 그 림 1 은말뚝이근입된지층및시험말뚝의모사도를나타내고있으며, 표 1 에는시험말뚝의제원을표 시하였다. 시험은 ASTM D1143 기준에따라말뚝재하시험을수행하였다. G.L-20.6m G.L-22.7m S1 Silty clay S1 Silty clay S2 G.L-26.9m S2 G.L-28.0m 15.1m Gravel G.L-34.1m Soft rock G.L-35.7m Bi-D.L.T Cell S3 S4 S5 S6 14.5m Sandy gravel G.L-31.5m Weathered rock G.L-34.7m Soft rock G.L-37.2m Bi-D.L.T Cell S3 S4 S5 S6 S7 (a) A-Site (b) B-site * Bi-D.L.T Cell: 양방향재하시험셀, S: 변형율센서그림 1. 시험말뚝시공현황 2.2 재하시험결과 말뚝의양방향재하시험은하중단계별침하량을확인하기위하여반복주기재하방법을병행하여재하시험을실시하였다. 그림 2는시험말뚝에재하된하중에따른주면부변위를나타낸것이다. (a) 하중 - 침하곡선 그림 2. 현장재하시험결과 (b) T-Z 곡선 103

그림 2는시험하중단계별하중-침하곡선과하중에따른깊이별 ( 지층별 ) T-Z 곡선을산정하여도시한결과이다. 시험결과일방향재하하중 13,000kN에도달하여도기준침하량에미치지않는것으로보아설계지지력을만족하는것으로나타났다.

또한현장에서구한 T-Z 곡선을살펴보면모래질자갈층에서대부분의주면마찰력을발휘하고실트질모래층에서는적은양의주면마찰력을발휘하는것으로나타나하중재하시토사층에서도하중의상당부분을주면에서저항하는것으로나타났다. 3.

말뚝의거동해석시평면변형율조건이적용되는 2차원으로해석할경우단계별하중재하에따른정확한지지거동및하중전이특성의파악이어려운관계로단일 Barrette 말뚝에대한 3차원모형해석을수행하였다. 또한말뚝과지반과의슬립효과를고려하기위하여경계면요소를적용하였다.

3 그림 2는시험하중단계별하중-침하곡선과하중에따른깊이별 ( 지층별 ) T-Z 곡선을산정하여도시한결과이다. 시험결과일방향재하하중 13,000kN에도달하여도기준침하량에미치지않는것으로보아설계지지력을만족하는것으로나타났다. 이와같이시험대상 Barrette 말뚝의경우주면지지력이충분히발휘되는것으로나타났으나실설계에서는그불확실성에의존하여선단지지력만으로설계를하는실정이다. 또한현장에서구한 T-Z 곡선을살펴보면모래질자갈층에서대부분의주면마찰력을발휘하고실트질모래층에서는적은양의주면마찰력을발휘하는것으로나타나하중재하시토사층에서도하중의상당부분을주면에서저항하는것으로나타났다. 3. 수치해석 본논문에서는범용 3차원비선형유한요소해석프로그램인 MIDAS-GTS 3D를사용하여 Barrette 말뚝에대한수치해석을수행하였다. 해석조건은말뚝구조체의경우탄성모델을적용하였고, 지반은 Mohr-Coulomb의파괴규준을따르는탄소성모델을적용하였다. 말뚝의거동해석시평면변형율조건이적용되는 2차원으로해석할경우단계별하중재하에따른정확한지지거동및하중전이특성의파악이어려운관계로단일 Barrette 말뚝에대한 3차원모형해석을수행하였다. 또한말뚝과지반과의슬립효과를고려하기위하여경계면요소를적용하였다. 해석순서는원지반과말뚝을동시에모형화하고응력상태를초기상태로안정화한후재하하중을단계별로나누어실행하였다. 전체적인모형및요소망은그림 3과같다. 표 2. 대표현장수치해석입력물성치 구 분 γ t ( kn/m 3 ) C ( kn/m 2 ) φ( ) E ( kn/m 2 ) υ 실트질점토층 모래질자갈층 연암층 말 뚝 (a) 수치해석모델링 (b) 요소내말뚝모사도 (c) 말뚝부요소망 그림 3. 수치해석모델링및요소망 104

4 3.1 경계면효과요소 말뚝과지반의경계면상호작용으로인한슬립을모사하기위해 Mohr-Coulomb의파괴규준을따르 는경계면요소를사용하였다. 본해석은물성이서로다른재료나큰강성차를갖는재료간발생하는 미끄러짐을허용할수있도록경계면요소를사용하였고경계면요소는수직강성 k n 과전단강성 k s 으 로구성되며경계면요소에서강성을산정하는방법은식 1, 2와같다. F n = k n u n (1) F s = k s u s (2) 여기서, k n = F n u n, k s = F s u s F n, F s : 수직및접선방향하중, u n, u s : 수직및접선방향상대변위 3.2 수치해석결과 경계면적용효과본연구에서는먼저말뚝의주면부와지반사이경계면효과의적용이말뚝의하중-침하곡선산정에미치는영향에대해알아보기위해경계면효과를고려한경우와고려하지않은경우로나누어수치해석을실시하였고그결과는그림 4와같다. (a) A - Site (b) B - Site 그림 4. 경계면효과적용에따른하중-침하곡선의변화그림 4는하중단계별침하량을정규화한그래프로 Y축은 δs ( 현장침하량 )/ δ i ( 수치해석상침하량 ) 으로정규화하였으며, X축은하중단계를나타내었다. 그림에서알수있듯이수치해석을할때에경계면효과를고려한수치해석결과는현장결과와 1~2배의차이를보이는반면경계면효과를고려하지않은수치해석결과는 7~10배의차이를보여현장의하중-침하곡선을수치해석으로추정할시에는경계면효과효과를고려한결과가현장결과와근사한결과를얻을수있는것으로나타난다 경계면강성도효과 본연구에서는말뚝과지반의미끄러짐효과를모사하기위하여 T-Z 곡선을통해탄성영역 (Elastic mode), 소성영역 (Plastic mode), 할선영역 (Tangential mode) 으로나누어해석하였다. 본해석시에는 105

5 T-Z curve 에서산정한세개의전단스프링강성을각각해석시에적용하여스프링강성에대한차이를 분석하였고, 접선방향스프링강성 kn 은 ks 는 Belytschco(1984) 가적용한 ks 의 2~1000 배의경험적제안 식을적용하여분석하였다. 각각의경우에따른결과를그림 6 에나타내었다. (a) A-site(ks1 적용 ) (b) B-site(ks1 적용 ) (c) A-site(ks2 적용 ) (d) B-site(ks2 적용 ) (e) A-site(ks3 적용 ) (f) B-site(ks3 적용 ) 그림 5. 강성도에따른하중 - 침하곡선 지반과말뚝의미끄러짐을모사하기위해서는침하거동시발생되는다일러턴시를고려한 ks 값의변 화를변위별로고려하여야하나실질적으로수치해석에적용하는데어려움이따르고깊이별 ks 값의변 화를일일이적용할수없는관계로그림 6 에도시한결과와같이현장재하시험에서구한 T-Z 곡선을 106

6 통해구한각각의영역에따른 ks를구하여경계면효과강성도를적용하였으며그결과전반적으로현장결과와유사한결과를예측하는것으로나타났다. 또한, T-Z곡선에서구한할선영역의 ks값 (ks3) 을적용한결과를살펴볼때해석상모두안정측인하중-침하곡선을예측하고있어최종하중단계시침하를예측하는데유용할것으로사려된다. 또한, 접선면강성도인 kn값은기존문헌에서제시한경험치를근거로 ks값의 2~100배를적용하였으며본연구에서해석한결과도 2~100배사이의적용이현장결과값과유사한거동을나타냈으며그중접선면강성도 (kn) 가전단강성도 (ks) 의 10~100배사이를적용한결과가가장근사한결과를보이는것으로나타나수치해석상하중-침하곡선을예측하는데적절한범위임을알수있었다. 4. 종합 본논문는 2 개의실규모 Barrette 말뚝에대해현장양방향재하시험을실시하였으며 Barrette 말뚝의 경계면효과를살펴보고자 3 차원유한요소해석을실시하였다. 이를현장재하시험결과와비교 분석하였 으며부분적인결과를종합하면다음과같다. (1) 현장양방향재하시험결과를토대로하중-침하곡선에대한수치해석을실시한결과경계면효과에적용된강성도는 T-Z곡선을이용하여전단강성도 (ks) 와접선강성도 (kn) 를산정하는방법을적용하였으며현장결과와비교적유사한결과를얻는것으로나타났다. (2) 경계면효과를고려한해석과고려하지않은해석을비교한결과경계면효과를고려한해석이현장결과와 1~2배의차이를보이나고려하지않은해석시에는 7~10배의차이를보여경계면효과를고려한해석이보다정확한하중-침하곡선을얻을수있었다. (3) T-Z곡선에서구한탄성영역, 소성영역, 할선영역의기울기를전단강성도 (ks) 로적용하였을때현장결과와비교적유사하게나타났으나변위에따른다일러턴시를고려한해석은그시간과과정이복잡하여안정적인해석을위해할선영역의강성도 (ks) 를적용하는것이합리적인예측결과를보이는것으로나타났다. (4) 접선강성도 (kn) 의적용은기존문헌에제시한바와같이 ks의 2~1000배를사용하였으며이는본해석결과와도잘부합하는것으로나타났으며이중 ks의 10~100배사이의값을사용하는것이가장근사한해석결과를나타내었다. 참고문헌 1. 최진오, 권오성, 김명모 (2000), 지반-구조물간상호작용을고려한암반에근입된현장타설말뚝의거동, 한국암반공학회지, 제 10호, pp Belytschko(1984), "A computer method for stability analysis of caverns in jointed rock", International journal for numerical method in Geomechanics, Vol. 8, pp Cundall, P. A.(1976), "Explicit finite difference methods in geomechanics", In numerical methods in engineering, Proceedings of the EF Conference on Numerical Methods in Geomechanics, Blacsburg, VA, Desai, C. S. Vol. 1, pp Midas Information Technology(2008), MIDAS-GTS ver.2.5.0, User's manual 5. Osterberg, J. O. (1998), The Osterberg Load Test method for Drilled Shafts and Driven Piles-the First Ten Years. Proceedings 7th International Conference on Deep Foundations, Vienna, Austria., June 15-17, Deep Foundation Institute, Englewood Cliffs, N.J 6. O'Neill, M. W. and Reese, L. C. (1999), Drilled Shafts : Construction Procedures and Design Methods. U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, Publication No. FHWA-IF

한국지반신소재학회논문집제 18 권 1 호 2019 년 3 월 pp J. Korean Geosynthetics Society Vol.18 No.1 March 2019 pp. 39 ~ 53 DOI:

한국지반신소재학회논문집제 18 권 1 호 2019 년 3 월 pp. 39 53 J. Korean Geosynthetics Society Vol.18 No.1 March 2019 pp. 39 ~ 53 DOI: https://doi.org/10.12814/jkgss.2019.18.1.039 ISSN: 2508-2876(Print) ISSN: 2287-9528(Online)