2020

도 로 설 계 요 령

AN01145-000145-12

발 간 등 록 번 호

제3권 교량

 

교 량

제8편 교량

제8-1편 교량 계획

제8-2편 교량 상부 구조물

제8-3편 교량 하부 구조물

제8-4편 내진 설계

제8-5편 교량 부대시설물

제8-6편 교량의 확폭

제8-7편 옹벽

제8-8편 가설 구조물

제3권

 

제 8-3 편 교량 하부 구조물

 

제3권 교량

426

6.1 일반사항

6.1.1 적용범위

이 장에서 취급하는 말뚝기초는 기성 콘크리트말뚝, 강말뚝 및 기계굴착에 의한 현장타설말뚝을

말한다.

현장타설말뚝의 한 공법인 인력굴착에 의한 깊은기초말뚝 중 지지층의 경사각이 10.이상인

비탈면에 시공되는 깊은기초말뚝에 대해서는 이 편 .7. 비탈면 상의 깊은기초.에 따르기로

한다. 또 지지층의 경사각이 10.미만인 경우는 말뚝기초 또는 케이슨기초에 해당하는 방법

으로 설계하고 구조세목은 이 편 .7.10 구조세목.에 따르기로 한다. 또 설계상 특수한 조건

에 있는 말뚝기초를 설계할 때는 .KDS 24 14 50 : 2016 교량 하부구조 설계기준(일반설계

편).에 따르기로 한다.

6.1.2 설계의 기본

설계는 상부구조, 교대 및 교각 등에서의 외력조건과 토질 및 지질조사에서의 지반조건으로부터 말뚝

머리에 생기는 반력이 말뚝의 허용지지력 이하로 되도록 설계한다.

일반적인 설계의 순서를 그림 6.1에 표시했다.

<흐름도의 보충설명 (관용법)>

말뚝개수의 계산은 우선 말뚝의 종류, 형상을 가정해서 지반조건에서 정한 하나의 말뚝 축

방향 압축허용지지력, 축방향 인발허용지지력 및 .5.3.3 말뚝 한 개당 축직각방향에 대한

허용지지력.에서 규정한 기준변위량 또는 말뚝 본체의 설계에서 결정하는 축직각방향 허용

지지력을 결정한다. 이어 말뚝의 개수와 배치를 가정하고, 소위 관용법에 의하여 말뚝머리

6. 말뚝기초

제8-3편 교량 하부 구조물

427

부에 생기는 반력을 구하여 이 반력이 앞서 결정한 허용지지력에 맞도록 말뚝개수와 말뚝배

치를 추정한다.

(관용법)

이 방법은 단면응력 계산법과 같은 방법으로 연직하중 및 전도모멘트에 대해서 말뚝의 연직

반력을 일치시키고 수평하중은 말뚝의 수평저항력에 일치시킨다.

응력≤허용응력

시 작

상부공반력 지질조건

구체단면가정

구체각부의 단면력

구체각부응력

확대기초 저면작용

하중

말뚝갯수, 말뚝

배치의 가정(주1)

안정계산

확대기초 변위

말뚝 반력

PH ≤ PHa

X ≤ Xa

PN ≤ PNa

P′N ≤ P′Na

말뚝본체의 응력

응력≤허용응력

인

발

력

을

무

시

확대기초각부의

단면력

단면계산

응력≤허용응력

설계도면

재료계산

끝

말뚝의 수프링정수

지반반력계수K값

허용지지력

PHa : 수평력(기준변위량 말뚝 본체)

PNa : 압입력

PHa

′ : 인발력

말뚝종류결정

NO

YES

YES

YES

YES

YES

YES

YES

NO

NO

NO

NO

NO

NO

NO

YES

인발력

압입력

(허용범위)

수평변위

수평력

말뚝직경

D ＜ 1,500 ㎜

D ＞ 1,500 ㎜

상 시

15 ㎜

D × 0.001 ㎜

주1)은 관용법에 의해 추정해도 좋다.

이 경우의 허용변위량의 기준은 다음 표에 따른다.

<그림 6.1> 말뚝기초 설계의 흐름도

제3권 교량

428

(가) 계산상의 가정

(a) 말뚝은 군말뚝의 중심을 기준으로 하여 변위한다.

(b) 말뚝의 연직반력은 연직하중과 전도모멘트에 의한 기초저면의 변위에 비례하여 변화

한다.

(c) 말뚝의 수평반력은 말뚝의 축직각방향 스프링정수의 비에 의하여 분배된다.

(나) 말뚝반력의 계산

(a) 말뚝의 연직반력의 계산법

말뚝축방향 스프링정수를 일정하게 하면

Vi  n

V

  Xi



V × e

Xi (6.1)

여기서, Vi : i번째 말뚝의 연직하중(kN/개)

V : 작용 연직하중(kN), n : 말뚝개수

e : 연직하중 작용점과 군말뚝 도심선과의 거리(m)

Xi : 군말뚝 도심선에서의 i번째 말뚝까지의 거리(m)

<그림 6.2> 연직하중 작용점

말뚝 축방향력 및 축직각방향력은 다음과 같다(그림 6.3).

PNi = Vi · cosθi (6.2)

PTi = Vi · sinθi (6.3)

여기서, PNi : i번째 말뚝의 축방향력(kN)

PTi : i번째 말뚝의 축직각방향력(kN/개)

θi : i번째 말뚝축이 연직선과 이루는 각

연직하중

작용점

군말뚝의

도심선

제8-3편 교량 하부 구조물

429

<그림 6.3> 말뚝의 축방향력 및 축직각방향력

축방향 압축력은 허용지지력 이하이지만 다른 말뚝이 허용인발력을 넘을 경우 허용

인발력을 넘은 말뚝을 무시하고, 다른 군말뚝의 도심선을 구하여 그 도심선에 대하여

똑같은 계산을 한다(그림 6.4).

군말뚝의 도심선

허용 인발력을

넘는 말뚝

군말뚝의 도심선

무시한 말뚝

연직하중

작용점

V

e

e’

P-a

<그림 6.4> 군말뚝의 도심선

여기서, V : 연직하중(kN)

e, e' : 연직하중 작용점에서 군말뚝 도심선 까지의 거리(m)

Pa + : 허용축방향 압축력(kN/개)

Pa - : 허용축방향 인발력(kN/개)

PNi : i번째 말뚝의 축방향력(kN/개)

제3권 교량

430

(b) 말뚝 수평력의 계산법

① 연직말뚝의 경우(그림 6.5)

<그림 6.5>

여기서, PTi : i번째 말뚝의 축직각 방향력(kN/개)

H : 수평하중(kN)

n : 말뚝개수

수평하중은 각 말뚝에 균등하게 분배되는 것으로 한다.

PTi = H/n (6.4)

군말뚝에 다른 말뚝을 사용하는 경우는 각 말뚝의 축직각방향 스프링정수 비로 수

평하중을 분배한다.

PT i  H KH i

KH i

(6.5)

여기서, KHi : i번째 말뚝의 축직각방향 스프링정수(kN/m3)

(축직각방향에 단위변위를 생기게 하는 축직각방향력)

② 연직말뚝과 경사말뚝을 혼합한 경우(그림 6.6)

V = ΣV = V1 + V2 + V3 + V4

H = ΣH = H1 + H2 + H3 + H4

<그림 6.6>

경사말뚝의 축방향력을 P Ni로 하면 이 수평성분은 P Ni sinθi로 된다.

Hi = P Ni sinθi + P Ti cosθi = Vi cosθi·sinθi + Hi sin2θi + P Ti cosθi

제8-3편 교량 하부 구조물

431

∴ H = ΣHi = ΣVi tanθi + ΣP Ti secθi

이항하면

ΣP Ti secθi = H - ΣVi tanθi

P

Ti가 각 말뚝에서 같다고 생각하면 다음 식을 얻는다.

P

Ti = sec.



H  Vitani  (6.7)

식 6.7을 식 6.6에 대입하여 식 6.8을 얻을 수 있다.

Hi = Vi tanθi + sec.

sec. (H - ΣVi tanθi) (6.8)

식 6.7은 경사말뚝 또는 연직말뚝에 가해지는 수평력이다. 이와 같이 각 말뚝에

가해지는 수평력이 구해지면 이로부터 말뚝본체의 설계에 필요한 말뚝 축방향력

(P Ni) 및 말뚝 축직각 방향력(P Ti)을 구할 수 있다(그림 6.7).

수직력(Vi)만에 의한 PNi, PTi는 식 6.9에 주어진다.

PNi = Vi cosθi (6.9)

PTi = -Vi sinθi

수평력(Hi)만에 의한 PNi, PTi는 식 6.10에 주어진다.

PNi = Hi sinθi (6.10)

PTi = Hi cosθi

<그림 6.7> 말뚝의 축방향력 및 축직각방향력

따라서 Vi, Hi를 동시에 받는 경우 말뚝 축방향력(PNi) 및 말뚝 축직각방향력(PTi)은

식 6.11과 같이 된다.

P

Ni = Vi cosθi + Hi sinθi (6.11)

P

Ti = -Vi sinθi + Hi cosθi

제3권 교량

432

여기서, Hi : i번째 말뚝에 작용하는 수평력(kN)

Vi : i번째 말뚝의 연직력(kN)

θi : i번째 말뚝의 경사각(부호는 시계방향을 정으로 한다)

PNi : i번째 말뚝의 축방향력(kN)

PTi : i번째 말뚝의 축직각방향력(kN)

P. Ni : i번째 말뚝의 합성 축방향력(kN)

P. Ti : i번째 말뚝의 합성 축직각방향력(kN)

6.1.3 지지층의 선정

(1) 말뚝기초는 양질인 지지층에 지지시키는 지지말뚝을 원칙으로 한다.

(2) 양질인 지지층이 매우 깊은 경우는 상부구조의 규모 및 형식에 따라 경제성을 고려하여 마찰말뚝

으로 하여도 좋다. 이 경우 침하에 대하여 검토하고 상부구조에 지장이 없도록 한다.

(3) 양질인 지지층의 두께가 얇고 그 아래에 연약한 층이 있는 경우 지지력 및 압밀침하에 대하여 검

토해야 한다.

(1) 양질인 지지층으로서 N값의 목표는 이 편 .2.5 지지지반의 선정.을 참고한다. 지지층의 심도

가 얕은 경우는 견고한 층을 지지층으로 하는 것이 바람직하며, 말뚝의 근입깊이는 설계지지

력 · 재하시험 결과 등을 고려하여 결정한다.

(2) 마찰말뚝의 사용은 구조물의 규모에 따라서 재하시험을 실시하고 허용지지력을 결정하기로

한다. 마찰말뚝에 대해서는 특히 장기간의 지지력 및 침하특성에 명확치 않은 점이 있으므로

유의해야 한다. 또 상부구조도 정정구조로 하는 등의 배려가 필요하다.

(가) 재하시험 결과 지지력이 충분할 경우에도 과다한 단말뚝 설계를 피하고 말뚝직경의 25

배 이상으로 선정하는 것이 바람직하다. 이것은 침하의 가능성이 있는 점토층이 매우

두꺼우면 예측하지 못한 큰 침하가 생기거나 2차 압밀을 포함한 장기간에 걸친 침하가

지속될 위험이 있기 때문이다.

(3) 양질인 지지층의 층두께는 말뚝선단에서 말뚝기초를 가상 케이슨으로 생각한 최소 폭의 1.5

배 이상이어야 한다. 또 최소 폭의 3배 이내에 연약한 층이 존재하는 경우 소위 얇은층이

지지하는 말뚝으로 생각하여 지지력 및 압밀침하에 대해서 검토해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

433

6.1.4 하중분담

설계에 있어서 연직하중, 수평하중은 모두 말뚝만으로 지지하기로 한다.

수평하중에 대해서는 기초근입 지반의 저항을 고려한 계산법이 .KDS 24 14 50: 2016 교

량 하부구조 설계기준(일반설계편).을 참고할 수 있다.

6.1.5 말뚝의 재료허용하중

말뚝의 설계하중은 재료의 허용하중이내에서 결정한다.

말뚝의 구조재로서의 허용압축하중은 말뚝재료의 허용압축응력에 말뚝의 유효단면적을 곱

한 값이다.

Qas  qas × As × 10-3 (kN)

여기서, qas : 말뚝재료의 허용압축응력(MPa)

As : 말뚝재료의 순단면적(mm2)

<표 6.1> 말뚝재료별 장기 허용압축응력

구 분 말 뚝 재 료 장기허용압축응력 (MPa)

기성말뚝

RC 말뚝

PSC 말뚝

PHC 말뚝

SWS400 강말뚝

SWS490 강말뚝

fck ≤  MPa

fck ≤  MPa

fck ≤  MPa

 MPa

 MPa

주) 강말뚝에 대한 허용압축응력을 검토할 때는 부식에 의한 유효단면적 감소를 고려해야 한다.

(가) 말뚝이음에 의한 지지하중 감소

말뚝을 이음시공하면 여러 가지 요인에 따라 말뚝재료의 강도감소가 나타나며 이 감소율

은 다음 표와 같다. 또한 이음에 대한 감소율은 절대적인 값이 아니며, 현장조건을 감안

하여 감소율을 정해야 한다.

제3권 교량

434

<표 6.2> 말뚝이음에 의한 허용하중 감소율

이음 방법 용접 이음 볼트식 이음 충전식 이음

감 소 율 5%/개소 10%/개소

최초 2개소 20%/개소

3개소째 30%/개소

단. 말뚝을 타입하지 않고 미리 구멍을 뚫고 박은 경우에는 말뚝타격에 의한 이음부의

손상이 없기 때문에 허용하중의 감소율을 반으로 줄일 수 있다.

(나) 장경비에 의한 지지하중 감소

장경비가 큰 말뚝은 아래의 식을 적용하여 말뚝재료의 허용응력을 감소시켜 적용한다.

  d

L

 n × 

여기서, μ : 장경비에 의한 말뚝의 허용응력 감소율(%)

L/d : 말뚝길이/말뚝직경 = 장경비

n : 허용응력을 감소하지 않아도 되는 L/d의 상한 값

<표 6.3> 장경비에 의한 허용응력 감소의 한계치

말 뚝 종 류 n 장경비의 상한계

RC 말뚝

PC 말뚝

PHC 말뚝

강 관 말 뚝

현장타설 콘크리트말뚝

70

80

85

100

60

90

105

110

130

80

주) 장경비에 의한 말뚝재료의 허용응력 감소를 감안하더라도, 장경비의 상한계 이상의 긴 말뚝은 설계하지 않는 것

이 좋다.

6.1.6 말뚝배열상의 원칙

(1) 말뚝은 가능한 한 장기 지속하중에 대해서 균등한 하중을 받도록 배열한다.

(2) 경사말뚝은 원칙적으로 수직말뚝과 조합시켜서 사용하기로 한다. 또, 현장타설말뚝은 원칙적으로

경사말뚝을 사용해서는 안 된다. 경사말뚝의 경사각은 15.이하로 한다. 특히 압밀침하가 생기는

지반에서는 경사말뚝을 사용하지 않는 것이 바람직하다.

(1) 지속하중은 부등침하를 일으키기 때문에 가능한 한 균등한 하중을 받도록 말뚝을 배치한다.

교대의 설계에서는 토압에 의한 수평하중에 대해서 경사말뚝을 설치하는 경우가 많은데 이

제8-3편 교량 하부 구조물

435

경우 지진 시 설계에서 말뚝배치가 결정되므로 기초 앞판을 특히 길게 하여 말뚝배치를 한

것도 볼 수 있으나 상시하중에 대해서는 불균일한 하중분담이 되므로 피해야 한다.

(2) 통상 말뚝기초에서는 작은 직경의 말뚝을 많이 사용하는 것이 구조적으로 안정되고 경제적

이다. 현장타설말뚝은 말뚝직경이 크고 기초 강성을 확보하는 의미에서 기초 두께는 말뚝직

경 이상으로 하고, 말뚝직경이 클수록 기초의 관성력 · 말뚝자체의 관성력 등에 의한 수평하

중이 크게 된다. 더욱이 기초 부분에 큰 연직반력이 집중되는 것은 역학적으로 바람직하지

않다. 따라서 직경이 큰 현장타설말뚝에서 단열배치나 하나의 말뚝인 경우에는 말뚝머리의

경사각을 고려해서 교각상단부의 변위를 계산하고 교량전체 구조계에 대해서 안전성을 검토

해야 한다.

(3) 경사말뚝만으로 상부구조를 지지하면 기초의 회전이나 지반의 변위에 의하여 말뚝 본체에

휨이 생겨 말뚝이 파손되는 경우가 있으므로 수직말뚝과 병용하기로 한다. 현장타설말뚝은

공법에 따라서 경사말뚝의 시공이 가능한 것도 있지만 콘크리트의 타설 등에 문제가 있으므

로 경사말뚝은 사용하지 않기로 한다. 연약지반에서 부득이 경사말뚝을 사용할 경우 압밀침

하에 의한 말뚝의 휨응력에 대해서 충분히 검토한다. 또 이 경우 경사각은 10.이하로 한다.

6.1.7 말뚝의 최소중심간격

(1) 말뚝의 최소중심간격은 말뚝 지름의 2.5 ~ 3배로 한다.

(2) 말뚝중심에서 기초 연단까지의 거리는 1.25D로 한다.

(1) 말뚝간격이 좁으면 타입 말뚝에서는 주변지반이 이동하고 후에 타입하는 말뚝이 들어가지

않게 되거나 먼저 타입한 말뚝이 이동된다. 또 현장타설말뚝에서는 단면이 변형되거나 콘크

리트의 품질을 손상시키는 등의 문제가 발생한다. 일반적으로 말뚝 중심간격을 말뚝직경의

2.5배 이상으로 하면 이러한 문제가 생기지 않는다. 근접시공 등 부득이 한 경우 2D(D는

말뚝직경)까지 가능하지만 이 경우 스프링정수를 저감할 필요가 있다. 또 마찰말뚝에서는 주

면마찰력만으로 지지력을 산정하므로 최소간격은 3D로 하는 것이 좋다.

(2) 말뚝중심에서 기초 연단까지의 거리는 .KDS 11 50 15 깊은기초 설계기준(일반설계법)

2.5.2 말뚝 간격과 말뚝배열.에 의거 말뚝 외주면과 확대기초 연단의 거리는 1.25D로 한다.

제3권 교량

436

단, 수평력이 크고 수평방향의 전단파괴에 대한 검토 결과 배근 상 필요한 경우에는 필요한

만큼의 거리를 취한다.

6.1.8 부의 주면마찰력

부의 주면마찰력은 다른 외력과 달리 말뚝과 지반의 상대적인 침하량의 차에 따라 생기는

것으로 말뚝 및 지반의 침하특성과 밀접한 관계를 가지고 있다. 부의 주면마찰력의 주된

검토 사항은 중립축의 위치나 부의 주면마찰력의 크기이고 이에 대한 각종 제안이 있지만

특히 데이터가 있는 경우를 제외하고는 다음을 따라도 좋다.

압밀침하의 우려가 있는 지반에서는 부의 주면마찰력에 대한 검토를 다음 식으로 하기로 한다.

1.2 × (Po + Rnf + W') ≤ fyAp × 10-3 (6.12)

여기서, Po : 말뚝머리부에 가하여지는 사하중에 의한 말뚝머리부 하중(kN)

Rnf : 말뚝에 작용하는 부의 주면마찰력(kN)

W' : 중립점 보다 위쪽 부분의 말뚝의 유효중량(kN)

fy : 말뚝재료의 항복응력(MPa)

Ap : 말뚝의 순단면적(mm2)

(가) 압밀침하는 층의 전 길이에 걸쳐서 부의 주면마찰력을 고려하는 것이 좋으며 중립축

위치는 연약층 하단위치가 좋다.

(나) 부의 주면마찰력을 산정하기 위해 종래부터 몇 가지 방법이 제안되고 있는데 이들은

대개 2가지로 대별된다. 하나는 지반의 평균 전단강도에서 주면마찰력을 구하는 것으

로 일축압축강도 qu, 또는 N값 등의 강도정수를 이용하여 부의 주면마찰력 fN을 산정

하는 방법이다. 또 하나는 유효응력을 기초로 한 Bjerrum(1965)에 의해서 제안된 것

이다. Bjerrum이 제안한 주면마찰력은 말뚝에 작용하는 수평방향의 유효응력 fh' 및

유효응력 표시의 마찰 각 .'로 결정되는 것으로 가정해서 다음 식을 제안했다.

fN : fh’ tanφ' = fz' K tanφ' (6.13)

여기서, fz' : 연직방향의 유효응력

K : fh'/fz'

이 두 방법에 대해서 기존의 제안 값과 최근 일본 자동차 전용도로에서 실측된 값을

표시하였다. 지반의 평균 전단강도에서 구하는 경우 점성토에서는 fN = qu/2, 사질토에

서는 fN = N/5 또는 fN = 3 + N/5라는 제안식이 있는데, 실측결과 점성토에서는 fN =

제8-3편 교량 하부 구조물

437

qu/2 와는 일치하지만 사질토에서는 fN = 1/5x(N + 3)으로 되었다. 일축압축강도에서

부의 주면마찰력을 구하는 qu/2법에서 주의할 것은 정규압밀상태의 qu값을 사용해야

하며, 흙쌓기 시공 전 또는 압밀완료 전의 상태에서 얻어지는 qu값을 사용하면 부의

마찰력을 과소평가하는 것이 된다. 또 압밀에 의한 강도증가가 예상된다. 정규압밀상태

의 qu값으로 주면마찰력을 산정해야 하는 것이 이 때문이다. 유효응력에 의한 방법에는

제안식 중 Ktan.'에 대해서는 실측자료에 의하여 깊이방향으로 일정한 값으로 하여 얻

어지며, 실측결과에 따라 각종 제안 값이 결정된다. 말뚝주면마찰력에 대하여 처음으로

유효응력에 기초하여 해석한 Bjerrum(1965)은 Ktan.’ = 0.2를 제시하고 Fellenius

는 0.2 ~ 0.28을 제안하고 있다. 일본 토질공학회 말뚝위원회의 부마찰력 측정실험에

서는 Ktan.'=0.2 ~ 0.35를 얻었다. 일본 국철 동경 제3공사국에 의한 실험에서는 수

위저하에 의한 지반침하의 경우 Ktan.'s ≒ 0.3, 흙쌓기에 의한 압밀침하의 경우

Ktan.'= 0.3 ~ 0.5로 나타났다. .일본 건축기초구조 설계규준 동 해설(1974).에는 지

하수위 저하에 의한 지반침하의 경우는 f = 0.3fz', 흙쌓기에 의한 압밀침하의 경우는

f = 0.4fz'로 하여 검토할 것을 제안하고 있다. 일본 자동차 전용도로의 측정결과에서는

f = 0.22fz'이며, 이 값은 사질토에서도 타당하다고 생각되며, 유효응력에 의한 산정법

은 점성토 · 사질토 모두 공통의 단일식으로 부위 마찰력을 추정할 수 있다.

6.2 스프링정수

6.2.1 축방향

(1) 말뚝의 축방향 스프링정수는 ‘KDS 115015 깊은기초설계기준(일반설계법) 2.3.6절’ 및 .도로교설

계기준(2010) 5.8.8.1 말뚝의 축방향 스프링정수.에 따라 다음 방법으로 구한다.

(가) 추정식에 의한 방법

(나) 재하시험에 의한 방법

(2) 인발이 생기는 말뚝의 축방향 스프링정수는 압축 스프링정수와 같다고 하여도 좋다.

(1) 축방향 스프링정수 Kv의 추정식으로서 다음 식을 제시하고 있다.

KV   × l

AP × EP

(6.14)

여기서, Kv : 말뚝의 축방향 스프링정수(kN/m3)

제3권 교량

438

Ap : 말뚝의 순단면적(m3)

Ep : 말뚝 본체의 탄성계수(kN/m2)

ℓ : 말뚝 길이(m)

a : 지반과 말뚝의 상관에 의하여 결정되는 계수

위 식에 따라 산출한 강관말뚝 및 현장타설말뚝의 ℓ/D와 Kv의 관계가 그림 6.8에 나타나고

있다. 현장타설말뚝은 ℓ/D이 10이하의 경우는 ℓ/D=10의 값을 그대로 사용한다. 강관말뚝

의 두께 t는 부식두께 2.0 mm를 고려한 말뚝머리부의 값이고 실제로는 단면변화에 의하여

두께 t가 변화하지만 그 영향은 적으므로 말뚝머리부의 값을 사용하여도 좋다.

(1) 강관말뚝 (2) 현장타설말뚝

<그림 6.8> 말뚝의 축방향 스프링 정수

(2) 말뚝기초에서 인발이 생기는 말뚝의 경우 축방향 스프링정수가 압입말뚝과 차이가 예상되므

로 모델을 산정하여 압입말뚝의 축방향 스프링정수(Kv)와 인발말뚝의 축방향 스프링정수(Kv)

를 각각 변화시켜서 반력 비를 구했다(그림 6.9). 이 결과 1/4 ＜ Kv/Kv ≤ 1의 범위 내에서

는 압축력의 차를 10% 정도 밖에 볼 수 없고 따라서 인발말뚝의 Kv도 압입말뚝의 Kv와

동일하게 하였다.

제8-3편 교량 하부 구조물

439

<그림 6.9> Kv/Kv = 1.0일 때 최대반력 1로 했을 때 말뚝의 반력비

6.2.2 축직각 방향

(1) 말뚝의 축직각방향 스프링정수는 수평방향 지반반력계수를 이용하여 탄성지반 위의 보이론을 기

초로 산출해야 한다.

(2) 연약지반의 축직각방향 스프링정수는 토질시험, 보링공 내 재하시험 및 시험말뚝의 수평재하시험

등에 의하여 종합적으로 판단하여 구하기로 한다.

(3) 흙쌓기의 축직각방향 스프링정수는 충분한 조사를 하여 결정해야 한다.

제3권 교량

440

(1) 계산방법은 .도로교설계기준(2010) 5.8.8.2 축직각 스프링정수.에 의한다.

(2) 연약지반(N값이 3정도 이하)의 경우는 추정식과 실측 K값의 오차가 크므로 L.L.T, 프레셔미

터 등의 보링공 내의 횡방향 재하시험을 병용해서 종합적으로 판단해야 한다.

6.3 허용지지력

(1) 말뚝의 축직각방향 스프링정수는 수평방향 지반반력계수를 이용하여 탄성지반 위의 보이론을 기

초로 산출해야 한다.

(2) 연약지반의 축직각방향 스프링정수는 토질시험, 보링공내 재하시험 및 시험말뚝의 수평재하시험

등에 의하여 종합적으로 판단하여 구하기로 한다.

(3) 흙쌓기의 축직각방향 스프링정수는 충분한 조사를 하여 결정해야 한다.

6.3.1 외말뚝의 허용연직압축지지력

(1) 외말뚝의 허용연직압축지지력은 .도로교설계기준(2010).에 따라 구하기로 한다.

(2) 특수한 지질의 경우는 극한연직압축지지력은 재하시험으로 구하는 것을 원칙으로 한다.

(3) 마찰말뚝의 극한연직압축지지력은 재하시험으로 구하는 것을 원칙으로 한다.

(4) 타입말뚝의 경우에 지지력을 만족하는 관입길이가 결정되면 이에 대한 항타시공관입성

(driveability)을 확인한다.

(1)에 대하여

(가) 말뚝의 지지력은 원칙적으로 재하시험에서 구해야 한다. 그러나 재하시험은 설계 전에

해야 하고 시험 비용 때문에 반드시 모든 경우에 재하시험을 실시한다는 것이 불가능한

경우를 고려하여 정역학적 지지력공식 또는 현장시험에 의한 방법 등을 이용할 수 있는

것으로 한다.

(나) 재하시험이나 항타공식에서는 말뚝의 자중을 뺀 잔여지지력을 구하고 있다는 것에 주목

하고, 특히 중량이 큰 말뚝을 사용하는 경우에는 말뚝의 자중을 고려하며, 부력의 영향

은 지하수위의 변동을 고려하여 위험 측으로 고려한다.

(다) 말뚝의 극한연직압축지지력을 재하시험으로 구하는 것은 곤란하므로 편법으로서 재하시

제8-3편 교량 하부 구조물

441

험에 의해서 항복하중이 얻어진 경우에는 항복하중의 1.5배를, 또 시험최대하중 내에서

항복이 일어나지 않는 경우에는 시험최대하중의 1.5배를 극한지지력으로 하기로 한다.

(라) 축방향 재하시험(압축 및 인발)의 방법으로서 일반적으로 다음 여러 가지 방법들을 들

수 있으나, 원칙적으로 지지말뚝의 경우에는 완속 재하시험의 다사이클 방식을, 마찰말

뚝의 경우에는 급속 재하시험의 재하속도 제어방식을 사용하여 말뚝의 극한지지력을 구

하는 것으로 한다.

1) 완속 재하시험법(SM Test)

2) 급속 재하시험법(QM Test)

재하시험의 재하방법

3) 일정 관입률 재하시험법(CRP Test)

4) 반복 재하시험법(SC Test)

(마) 말뚝의 허용지지력을 구하는 정역학 공식은 일반적으로 다음의 것을 사용하는 것으로

한다.

(a) Terzaghi 공식

Ru = qd × Ap + Uℓfs (6.15)

여기서, Ru : 말뚝의 극한지지력(kN)

Ap : 말뚝의 선단 면적(m2)

qd : 말뚝선단 지반의 극한지지력(kN/m2)

U : 말뚝의 주장(m)

ℓ : 주면마찰력을 고려한 층의 두께(m)

fs : 말뚝의 주면마찰력(kN/m2)

[점성토의 경우 최대치는 30N/m2 로 한다(그림 6.12 참조)].

qd = 1.3cNc + 0.6rγ1Nr + γ2Df(Nq + 2) (6.16)

여기서, c : 흙의 점착력(tonf/m2), 흙의 일축 압축강도의 1/2

Nc

Nr 말뚝선단 지반의 지지력계수(그림 6.10에서 구한다).

Nq

γ1 : 말뚝선단 밑 흙의 단위체적중량(kN/m3)

(지하수위 이하는 수중단위체적중량)

제3권 교량

442

γ2 : 말뚝선단 위 흙의 단위체적중량(kN/m3)

(지하수위 이하는 수중단위체적중량)

r : 말뚝반지름(m)

Df : 지반표면에서 말뚝선단까지의 깊이 (m)

표준관입 시험치와 사질토의 전단저항각 .의 관계를 그림 6.11에 나타냈다.

Terzaghi 공식은 원래 얕은 기초를 대상으로 한 것이므로 말뚝선단이 지지층에 얕게

관입되어 있는 경우, 또는 N값이 30이하의 경우에 사용하는 것이 좋다.

<그림 6.10> 흙의 내부마찰각(.)과 지지력계수의 관계

모래의 내부마찰각Φ

표준관입시험치(N치)

<그림 6.11> 사질토에서 N값과 내부마찰각과의 관계

제8-3편 교량 하부 구조물

443

표준관입시험치(N치)

주변마찰력(t/m2)

<그림 6.12> N값과 주면마찰력의 관계

(b) Meyerhof 공식

사질토 지반에 설치된 말뚝의 지지력을 표준관입시험의 N치를 이용하여 추정하는 경

우는 Meyerhof(1976)가 제안한 식 6.17이 이용된다.

Qu =mN'Ap + nN. As(kN) (6.17)

여기서, Qu : 말뚝의 극한 지지력(kN)

Ap : 말뚝의 선단 면적(m2)

As : 사질토 지반에 묻힌 말뚝의 겉면적(m2)

N′ : Cn × N

Cn : 0.77 log10 f ′v



(f'v ≥ 25kN/m2)

N : 말뚝선단부 부근의 N치

N. : 사질토 지반의 평균 N치

타입말뚝에서,

m = 3B

LB  ≤ 30 여기서, mN’ ≤ 15,000 kN/m2

n = 



여기서, nN. ≤100kN/m2

(바) 최대 주면마찰력도 fi는 사질토와 점성토로 나누어 N값 또는 점착력 C에서 추정하고 있

지만 현장타설말뚝에서 불균일한 사질토의 경우 추정 값에 만족하지 않는 경우도 있으

므로 주의를 요한다.

(사) 말뚝선단 지반의 극한지지력(qd)을 산출하는 경우 중간층과 지지층이 명확하지 않는 경

우 지지층의 환산 근입길이를 그림 6.13에 나타난 것처럼 구하지만, N값의 변화가 심한

경우 환산 근입길이가 극단적으로 길어져 적당하지 않으므로 주상도에서 토질성상을 주

의 깊게 검토해서 구해야 한다.

제3권 교량

444

예) 그림 6.14(a), (b)의 주상도에서 (a)에서는 말뚝

선단에 N값 40 이상의 층을 2.5 m 갖고 (b)에

서는 말뚝선단에 1 m 갖고 있을 뿐이다. 그러나

환산 근입길이를 주상도와 같이 구하면 (b)가

(a)보다 상당히 허용지지력이 크게 되어 적당치

않은 결과가 얻어진다. (b)의 중간에 보이는 N값

40 이상의 값은 주상도를 파선과 같이 일부 수

정하여 환산 근입길이를 구하는 것이 좋다.

(a) 말뚝선단 지반의 설계용 N, N. 를 구한다.

N

= 

N N  (N. ≤40) (6.18)

여기서, N1 : 말뚝선단 위치의 N값

N

2 : 말뚝선단에서 위쪽 4D의 범위에서 평균 N값

(b) 지반의 N값 분포곡선과 N. 와의 선으로 둘러 쌓인 부분의 면적(그림의 사선부분)이

같게 되는 점에서 말뚝선단까지의 거리를 근입깊이로 한다.

<그림 6.14> 주상도

(2) 특수지반의 경우 재하시험 자료도 부족하여 신뢰할 수 있는 추정법이 얻어지기까지 대표적

인 지반을 선정해서 재하시험으로 구하는 것을 원칙으로 한다.

<그림 6.13> 환산 근입길이

제8-3편 교량 하부 구조물

445

(3) 마찰말뚝을 사용하는 경우에는 재하시험에 의한 지지력의 확인과 침하특성을 파악하여 상부

구조 형식과 구조를 고려한 후에 허용지지력을 결정하기로 한다.

(4) 말뚝의 항타시공 관입성은 지반의 주면마찰저항, 선단저항 뿐만 아니라 타격에너지의 크기,

말뚝재료의 허용항타응력 등 여러 가지 요소에 영향을 받으므로 만족할 만한 말뚝의 지지력

을 확보하기 위해서는 지반 조건 · 말뚝재료 조건 · 항타장비 조건을 모두 고려한 항타시공

관입성 분석이 필요하다.

6.3.2 외말뚝의 허용연직인발지지력

(1) 외말뚝의 허용연직인발력에 대한 허용인발력은 다음 식으로 구한다.

Pa = .



Pu + W (6.19)

여기서, Pa : 말뚝머리에서 허용되는 축방향인발력(kN)

n : 안전율(상시 6.0, 지진 시 3.0)

Pu : 지반에서 정하는 말뚝의 극한인발력(kN)

W : 말뚝의 유효중량(kN)

(2) 상시에 대해서는 말뚝의 유효중량 이상의 인발력은 생기지 않게 한다.

(2)에 대하여

장기의 인발저항에 대해서는 실시 예도 없고 지반의 크리프 특성 등도 명확하지 않으므로

상시에 대해서는 말뚝의 유효중량 이상의 인발력이 생기지 않도록 말뚝을 배치한다.

6.3.3 외말뚝의 허용수평지지력

(1) 허용수평변위량

말뚝머리 허용변위량은 상시 때 말뚝직경의 1% 또는 15 mm 중 큰값을 적용한다.

(2) 횡방향 지반반력계수를 이용한 허용수평지지력

수평력을 받는 외말뚝의 지지력과 변위는 수평재하시험을 통하여 결정하는 것이 가장 신뢰성 있

는 방법이며, 탄성보 방법과 극한평형법 등과 같은 해석적 방법 · 프레셔미터 결과를 이용한 방법

등에 의하여 추정할 수도 있다. 실제 구조물과 같은 조건에서 실시된 재하시험이 아닌 경우에는

이들 방법을 조합하여 사용하는 것이 좋다.

제3권 교량

446

(1)에 대하여

(가) 하부구조의 조건에 따라 정하여지는 허용변위량은 말뚝지름의 1%로 하는데, 지름이

1,500 mm 이하인 말뚝은 이제까지의 실적을 고려하여 15 mm로 한다. 다만, 편토압이

작용하는 경우에는 설게 지반면의 말뚝 지름의 크고 작음에 관계없이 평상 시의 수평변

위량을 15 mm까지로 억제하는 것이 좋다.

(나) 허용수평변위량으로서는 구조물의 안전상 상한을 규정하는 경우와 설계상에서 지반의

탄성한계역을 규정하는 경우가 있다. 수평변위량에 대해서는 받침변위량으로 정하는 것

이 이상적이지만, 계산의 간략화를 위해 말뚝머리 변위에 의해서 규정하는 것이다. 또

허용지지력은 허용변위량에 관련하는 것이지만, 말뚝 본체의 허용응력에 따라서 저항모

멘트가 정하여지므로 말뚝의 단면에서 허용지지력이 결정되는 경우도 있다.

(다) 지반에 적합한 변위의 계산

일반적으로 말뚝은 탄성보로서 계산한다.

EI

..

..

= - . ... (6.20)

여기서 K(x) = - . .은 말뚝 폭에 대한 흙의 횡방향 지반반력계수로서 말뚝 축방향으로

변화하는 경우의 m은 그림 6.15와 같이 되고, 일반적으로 m ≥ 0이며, 지반에 따라 결정

되는 일정한 상수이다. n은 말뚝과 지반을 비탄성적 거동 또는 탄성적 거동으로서 나타

내는 일정한 상수로서 일반적으로 1 ≥ n ≥ 0의 범위를 가지고 있다. 이때 x는 하향을

정의 방향으로 취한 깊이의 좌표를 나타내고, y는 변위를 나타낸다.

<그림 6.15> 횡방향 지반반력계수

(a) 횡방향 지반반력계수의 문제로 되는 범위는 지표면에서 π/β 또는 β-1 이내의 값으

로 설계에서는 이 범위의 값에 따라 말뚝본체의 응력이 정하여진다.

제8-3편 교량 하부 구조물

447

(b) 지반조건과 변위 계산법

① 그림 6.15 (1)의 경우의 계산법

㉮ 지반이 균일하고(m = 0), 말뚝길이가 π/β 이상의 경우에는 Y. L. Chang의

방법에 적용된다.

㉯ 지반이 균일하고(m = 0), 말뚝길이가 π/β 보다 짧은 경우에는 Y. L. Chang

의 식을 유한길이로 취급하여 계산하여도 된다.

② 그림 6.15 (2), (3), (4)의 경우의 계산법

지반이 균일하지 않고 말뚝길이가 π/β 보다 짧은 경우에는 Z. Levinton의 다원

방정식을 적용하면 된다.

③ 그림 6.15 (1), (2), (3), (4)의 경우의 계산법

“지표면에서 깊이방향으로 지반의 소성화가 진행된다”고 하는 L. Menard의 이론

을 적용한다(프렛셔미터 등에 의한 원위치시험을 실시한 경우).

(2) 횡방향 지반반력계수를 구하는 것은 다음 네 가지 방법이 있다.

(가) 말뚝의 수평재하시험에서 역산하는 방법

(나) 프레셔미터에 의하여 구하는 방법

(다) N값으로부터 구하는 방법

(라) 토질시험에서 구하는 방법

흙의 탄성을 고려하여 말뚝 횡방향의 안정해석을 하기 위해서는 지반의 반력계수 K값을

구해야 한다. 그러나 지반반력계수 K값은 지반의 성질인 변형계수나 재하면의 형상 · 크

기 · 강성에 영향을 받을 뿐 아니라 하중의 크기나 재하시간에 따라서 좌우되는 값이다.

말뚝머리부에 수평력을 작용시킨 경우 나중에 설명하는 바와 같이 복잡한 문제로 된다.

그러므로 말뚝의 설계에서는 설계지반에 실제 말뚝으로 시험한 결과에 따라 K값을 역산하

여 그 값을 사용하는 것이 가장 좋다. 그러나 하중의 크기 · 재하시간에 따라 K값은 달라지

는 것이 보통이므로 K값은 설계조건을 고려하여 수평재하시험 결과를 적당히 보정하여

서 선정해야 한다.

평판재하시험이나 표준관입시험 등에서 K값을 산정하는 방법이나 고무튜브를 보링 구멍

안에서 팽창시켜 그 가압력과 공벽의 변위의 관계에서 K값을 구하는 소위 프레셔미터에

의한 방법도 있다. 다만 어느 방법이나 말뚝의 횡저항과 직접적인 관련성이 적으므로,

제3권 교량

448

이들로부터 구한 값을 비판없이 설계에 사용하는 것은 문제가 있다. 그러나 고무튜브법

등은 대단히 간편한 방법이므로 설계말뚝과의 관련을 충분히 고려하여 적당히 보정하여

사용한다면 개략적인 값으로 사용할 수 있다.

땅속에 설치된 말뚝의 횡방향의 저항특성에 대해서 현재 가장 널리 이용되고 있는 계산

법은 지반을 반무한탄성체로서 취급하는 Y. L. Chang 공식이라고 불리우는 탄성해법이

다. 그러나 실제 지반은 완전한 탄성체가 아니므로, 말뚝의 해석이나 설계에서의 K값을 현장

말뚝 시험을 하지 않고 구한다는 것은 대단히 어렵다. 따라서 (나), (다)의 방법에서 지반반

력 계수를 추정하는 경우에는 기존의 각 토질에 대한 설계 K값과의 상관관계를 충분히

검토한 후 결정하는 것이 좋다.

. 프레셔미터 시험법을 사용하는 경우의 계산법

이 시험법은 지반에 방사상 압력을 가한 상태에서 변형특성을 구하는 것이며, 측정관의

외경은 56 mm 정도이다. 그리고 말뚝의 횡방향 저항을 생각하는 경우 직접적인 관계는

없다고 할 수 있다. 즉, 보링 공벽에 주어진 가압강도 P와 공벽의 반지름방향의 변위량

Δ로부터 일종의 반력계수 K값을 규정할 수 있으나 이 값은 말뚝에 대한 반력계수 K와는

일치하지 않는다. 따라서 프레셔미터 측정결과에서 K값을 구하는 것은 지반의 반력계수

대신 변형계수 Ep를 탄성론에 의해서 구하고 이 값을 매개변수(parameter)로 하여 말뚝

의 K값을 계산하는 방법을 취한다. 그림 6.16은 횡축에 가압력, 종축에 주입수량을 취하

고 프레셔미터의 측정결과를 나타낸 것이다.

<그림 6.16> 프레셔미터의 측정결과

지반에 구멍을 뚫었을 때 공벽 주변 흙은 구멍이 뚫림으로써 압력해방이나 팽창에 의해

서 느슨하게 된다. 여기서, 측정관을 삽입하여 공벽에 압력을 가하는 경우 느슨하게 된

흙이 원상태로 돌아갈 때까지 변형은 비교적 쉽다. 그러나 그 후에는 공벽주변에 항복현

제8-3편 교량 하부 구조물

449

상이 생기기 시작할 때까지 변형은 비교적 직선적으로 일어난다. 프레셔미터법에서는 압

력 Po에서 Pf의 사이의 변형을 규정하는 수치로서

Ep = 2(1 + μ) (Vo + Vm) 



(6.21)

인 변형계수를 정의하였다. 그리고 L. Menard는 말뚝의 횡방향 반력계수 K값을

K  I

EP (6.22)

I    



 

 RR 

R 

(6.23)

로 나타낼 수 있다고 제안하였다. 단 이 값은 Po에서 Pf의 사이에서 적용되는 것이다.

여기서, Ep : 변형계수

I : 변환계수

μ : 지반의 프와송 비

Vo : 측정관 체적

Vm : 주입수량

ΔP/ΔV : P-V 곡선의 Po ~ Pf 간의 경사

Ro : 기준치수(300 mm를 사용)

R : 말뚝의 반지름

λ : 형상계수

α : 흙의 레오로지 상수

모래 : α ≒ 1/3

실트 : α ≒ 1/2

점토 : α ≒ 2/3

<그림 6.17> L. Menardo에 의한 E/K와 말뚝직경의 관계

제3권 교량

450

식 6.22의 값은 그림 6.16의 Po ~ Pf 사이에 대응하는 것으로 원점에서 α점에 이를 때까

지의 미소변위의 범위에 대해서는 규정하고 있지 않다. 그래서 땅속에 타입된 말뚝에 실

제로 수평력을 작용시킨 경우 말뚝의 변위량이 대단히 작은 범위에서는 식 6.22로 구하

여 지는 K값 보다 훨씬 큰 값을 나타낸다. 실제의 수평시험결과를 보면 그림 6.18에 나

타낸 바와 같이 작용력과 말뚝머리 변위의 관계는 원점에서 a, b, c, d의 경과를 거치게

된다.

작용력

변위량

<그림 6.18> 말뚝머리 변위와 작용력과의 관계

여기서, 0 ~ a : 지반반력의 크기가 대략 압력 Po 이하의 범위

a ~ b : 말뚝머리 부근의 지반반력이 압력 Po ~ Pf의 범위

b ~ c : 지표부근의 반력이 Pf를 넘어서 소성화되기 시작

c ~ d : 소성화 영역이 점차로 깊은 곳으로 확대

이와 같은 복잡한 형태를 나타내는 것이 말뚝의 횡방향 시험결과이고 식 6.22로 구하여

지는 K값은 그림 6.18에서 근사적으로 a ~ b 간을 규정한 것에 불과하다고 할 수 있다.

그래서 프레셔미터 시험에 따라서 말뚝의 수평저항 곡선을 그리려면 식 6.22에 의한 K

값을 사용하고 나아가서 초기조건으로서 a ~ b의 직선부를 연장한 교점 Ho를 가정의 원

점으로 하여 변위계산을 실시하는 것으로 하고 있다.

H ≒ 



× 

D

P (6.24)

로 구한다. 이 값은 실제의 재하시험자료에서 경험적으로 구하여진 것이다.

여기서, D : 말뚝직경

β : β = 4



EI

KD

제8-3편 교량 하부 구조물

451

K : EP/I (단 I는 변환계수)

EI : 말뚝재의 강성

Po : 프레셔미터에 의한 초기압

즉, Ho를 이동 원점으로 하고, 식 6.22의 K값을 사용하여 Y.L.Chang 공식으로 계산한다.

예를 들어 말뚝머리가 구속되지 않은 군말뚝의 시험에 대해서는

  

EI

H  H (6.25)

으로 하여 작용수평력 H와 말뚝머리 변위량 δ의 관계를 계산한다. 또한 식 6.25의 δ가

한계치

.  

 . (6.26)

에 달한 후에 지반은 지표면 부근으로부터 소성화하기 시작한다. 이 소성화 영역이 깊은

곳으로 확대되어 감에 따라 그림 6.18의 b, c 점으로 이동하여 간다고 하는 해석법이다.

이 그림 6.18을 바탕으로 말뚝머리 변위와 작용력의 관계에서 K값을 역산하면 K값과

변위량의 관계가 새로이 구하여 진다. 즉, 프레셔미터 측정에 의한 설계에 사용하는 K값

은 그림 6.19와 같다.

설계허용

수평변위량

설계에 사용하는

K값에 의한

δ와 H의 관계

L. Menard에

의한 방법

<그림 6.19> 설계에 사용하는 K값

6.3.4 무리말뚝의 고려

말뚝 중심간격이 2.5D 미만의 경우에 무리말뚝의 영향을 고려하여 허용지지력 및 침하량의 검토를

해야 한다.

무리말뚝으로서의 지지력은 말뚝의 간격, 배치, 지반의 성상 등에 의해서 단말뚝의 지지력

에 말뚝수를 곱한 값 보다 작게 되는 경우가 있으므로, 무리말뚝의 영향을 고려하여 말뚝의

제3권 교량

452

간격과 배치를 정할 필요가 있다.

말뚝기초의 지지층이 질이 좋은 모래질 지반이고 그 밑에 압축성이 있는 층이 없을 때에는

무리말뚝의 영향은 고려하지 않아도 된다.

또 연직방향 무리말뚝의 효율에 대하여 Meyerhof 등이 제안하고 있는 것은 다음과 같다.

점성토 지반에서의 무리말뚝의 영향은 그림 6.20의 연직방향 무리말뚝효율 μ을 사용하여

지지력을 저감할 수가 있다.

Ra = Σμ × Ria (6.27)

여기서, Ra : 무리말뚝 전체의 허용지지력(kN)

=

무리말뚝 한 개당 말뚝 축방향 스프링정수

(무리말뚝의 효율)

단말뚝의 말뚝 축방향 스프링정수

Ria : 단말뚝의 허용지지력(kN/개)

연직방향군말뚝효율μ

말뚝의 간격

말뚝의 직경

<그림 6.20> Meyerhof 연직방향 무리말뚝 효율

축직각방향에 대한 무리말뚝의 효율은 작용하중방향에 대하여 무리말뚝의 가장 앞열 말뚝

의 축직각방향 스프링정수로 2열째 이하 말뚝의 축직각방향 스프링정수를 나눈 값이고, 군

말뚝의 효율을 계산에 따라 구하는 경우에는 그림 6.22에 따라 구할 수 있으나 시험에 의하

는 것이 좋다. 지반의 종류에 따라서도 달라지지만 일반적으로 말뚝간격이 5D 이상의 경우

에는 무리말뚝의 영향은 고려하지 않아도 된다.

제8-3편 교량 하부 구조물

453

열 열 열 열

하중작용방향

말뚝중심간격

축직각방향말뚝효율e

<그림 6.21> 무리말뚝 모델 <그림 6.22> 무리말뚝의 효율

H = (1 + e × m)N × Hi=1 (6.28)

여기서, H : 무리말뚝의 축직각방향 저항력(kN)

.  무리말뚝의 가장 앞열말뚝의 축직각방향 스프링정수

무리말뚝의 열째 이하의 말뚝의 축직각방향 스프링정수

m : 2열째 이하 말뚝의 열수

N : 무리말뚝의 행수

Hi=1 : 무리말뚝의 영향이 없는 경우의 말뚝 한 개당 수평저항력(kN)

그림 6.22에 시험에 따라 구한 무리말뚝 효율을 나타낸다.

6.4 반력 및 변위량

(1) 말뚝반력과 변위량은 확대기초를 강체로 보고 확대기초의 변위(연직, 수평, 회전 변위)를 고려한

탄성해석법(변위법)으로 계산하는 것을 원칙으로 한다.

(2) 특수한 조건인 경우 말뚝기초의 계산은 지반의 성질, 하중조건 및 기초전체의 안전성에 대한 검토

를 하여 종합적으로 판단해야 한다.

(1) 계산방법은 .도로교설계기준(2010).에 의한다.

(2) 특수한 조건의 하나로서 동일 기초 내에 현저히 다른 길이의 말뚝을 갖는 경우가 있다. 이

경우 일반적으로 아래와 같이 취급하여도 좋다.

제3권 교량

454

동일 기초와 현저하게 다른 길이의 말뚝을 갖는 말뚝기초란 가장 긴 말뚝의 βℓ＜ 3.0, 또는

η = ℓs/ℓe ＜ 0.6(여기서, ℓe : 가장 긴 말뚝의 길이, ℓs : 가장 짧은 말뚝의 길이)의 말뚝

기초를 말하고 각 말뚝의 하중분담을 고려해서 설계하기로 한다. 따라서 βℓ≥ 3.0 또는 η≥

0.6의 말뚝기초에서는 평균길이를 갖는 단일 말뚝길이의 말뚝기초로 설계하여도 좋다. 단, 이

경우 말뚝본체의 설계에서는 짧은 쪽 말뚝의 단면력은 10% 정도 여유를 갖는 것으로 한다.

6.5 말뚝 본체의 설계

6.5.1 소요 말뚝개수의 설계

말뚝기초는 하중에 의하여 각 말뚝머리에 생기는 반력이 말뚝의 허용지지력 안에 들도록 할 뿐 아니

라, 상부구조에서 결정되는 말뚝머리의 허용변위량을 넘지 않도록 말뚝의 개수 및 말뚝의 배열을 정하

는 것으로 한다.

(가) 원칙적으로 계산은 구조물에 생각할 수 있는 하중의 종류와 하중조합에 대하여 실시해

야 한다. 단, 부력 또는 양압력이 작용하는 경우에는 이 영향을 고려한다. 또, 온도변화

의 영향 · 유수압 · 충돌하중 및 풍하중 등을 고려하는 경우에는 활하중을 재하하지 않

는 경우에 대해서도 검토해야 한다.

<표 6.4> 말뚝기초의 하중상태

종 류 하중의 조합 비 고

교 대

고정하중 + 활하중 + 토압

보통은 검토하지 않아도 되지만,

심한 연약 점토 지반에서는 검토함

고정하중 + 토압

교 각 고정하중 + 활하중

(나) 말뚝기초의 소요개수의 계산은 일반적으로 먼저 말뚝의 종류 · 형상 · 치수를 가정하고,

지반에 따라 구하는 말뚝 한 개의 허용지지력 · 허용 수평저항력을 결정하고, 다음에

말뚝의 개수와 배치를 가정하여 말뚝머리에 생기는 반력을 구한다. 이 반력이 허용치를

넘는 경우에는 처음의 가정을 수정하여 다시 계산을 되풀이 한다. 이와 같이 소요말뚝

개수는 시산법으로 구하는 것이 보통이다. 물론 변위량도 계산하여 허용변위량을 넘지

않도록 해야 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

455

(다) 말뚝의 반력 및 변위의 계산법으로서 .도로교 하부구조 설계지침.에 규정된 표 6.5의

방법을 사용하는 것으로 한다.

<표 6.5> 말뚝의 반력 및 변위 계산법

계산법 도로교설계기준(2010), 말뚝기초 설계 편의 식 적용하는 기초형식

관용법

. 말뚝

반력의

계산법

말뚝의 연직반력

계산법

현장타설말뚝, 강말뚝(RC 말

뚝), RC 모멘트 말뚝

말뚝의 수평력

계산법

a) 연직말뚝만의 경우 현장타설말뚝, 강말뚝

b) 연직말뚝과 조말뚝을 혼합한

경우

RC 말뚝

c) 연직말뚝과 경사말뚝을 혼용한

경우

강말뚝, RC 모멘트 말뚝

. 말뚝머리 변위를 구하는

방법(Y.L.Chang의 식)

현장타설말뚝, 강말뚝,

RC 모멘트 말뚝

변위를

고려한

설계법

. 말뚝머리와 기초의 연결을 힌지로 한 경우

. 현장타설말뚝, 강말뚝 말뚝머리와 기초의 연결을 강결로 한 경우

6.5.2 완성 후의 하중에 대한 설계

(1) 축방향 압축력 또는 축방향 인발지지력에 대하여 말뚝 본체 각 부분의 축력은 지반의 하중전이 특

성을 고려하여 구한다. 하중 전이 특성은 말뚝재하시험 시 측정된 말뚝축하중으로 부터 결정할 수

있다.

(2) 축직각방향력과 말뚝머리 모멘트에 의한 말뚝본체 각 부의 휨 모멘트 및 전단력은 말뚝을 탄성지

반 상의 보로 가정하여 구한다.

(3) 말뚝본체 각 부분은 축력, 휨모멘트 및 전단력에 대하여 안전해야 한다. 그리고 전 길이가 땅속에

근입된 말뚝은 좌굴을 고려하지 않아도 되며, 지반위로 돌출된 말뚝에서는 좌굴에 의하여 단면을

정할 수도 있다.

6.5.3 이음의 설계

(1) 말뚝의 이음은 완성 후에 작용하는 하중에 대해서 안전하고 시공 시 타입에 대해서도 충분히 안전

해야 한다.

(2) 이음의 위치는 이음위치의 수 · 시공성 · 경제성 등을 종합적으로 검토하고, 휨모멘트가 가능한 한

작아서 단면적에 여유가 있는 위치를 선택하기로 한다.

제3권 교량

456

(1) 말뚝의 이음도 본체와 동일하게 완성 후의 하중에 대해서 안전하도록 설계하고 시공 시의

타입하중에 대해서도 충분히 안전하도록 설계해야 한다. 이음의 강도는 이음위치에서 말뚝

본체의 강도 이상이어야 한다. 단, 설계 계산상 허용응력을 6.1.5 말뚝의 허용하중에 따라

허용응력을 조사하기로 한다.

(2) 기성 말뚝의 이음부를 시공하려면 반드시 현장작업이 따르기 때문에 이음부는 시공관리의

영향을 받기 쉽다. 따라서 설계에서는 역학적으로 안전한 것 뿐만 아니라 이음의 시공성에

대해서도 유의할 필요가 있으므로, 일반적으로 단면력 · 이음개수 · 시공성 · 경제성 등을 종

합적으로 검토하여 선정하는 것이 바람직하다. 또한, 부식 영향이 특히 심한 곳으로는 수위

(지하수위)의 변동에 의하여 건습을 반복하는 영역, 유해한 염분을 포함한 해수에 접촉하는

부분 등이 있는데, 이러한 부분에는 이음부를 두지 않는 것이 좋다.

(3) 강관말뚝의 단면변화 위치 및 현장타설콘크리트 말뚝의 철근변화 위치의 설계는 이 편 .6.6

구조세목.에 따르기로 한다.

6.5.4 말뚝 머리부와 확대기초 결합부의 설계

말뚝과 확대기초의 결합부는 원칙적으로 말뚝머리 고정으로 설계하고 결합부에 생기는 응력에 대하여

안전하도록 설계해야 한다. 말뚝머리부의 일반적인 결합방식으로는 고정과 힌지 결합이 있는데 말뚝

머리 고정으로 설계하면 수평변위량에 따라 설계가 지배되는 경우에 유리하고 부정정차수가 크기 때

문에 내진상의 안전성이 높다고 할 수 있다.

<표 6.6>

말 뚝 종 류 결 합 방 법

강관 말뚝

KDS 24 14 50 : 2016 교량 하부구조 설계기준에서 제시한 방법

A 또는 B

현장타설콘크리트 말뚝 KDS 24 14 50 : 2016 교량 하부구조 설계기준에서 제시한 방법 B

기성콘크리트 말뚝

PSC 말뚝

KDS 24 14 50 : 2016 교량 하부구조 설계기준에서 제시한 방법

A 또는 B

RC 말뚝

KDS 24 14 50:2016 교량 하부구조 설계기준에서 제시한 방법

A 또는 B

제8-3편 교량 하부 구조물

457

(가) 결합방법

기성 콘크리트말뚝은 원칙적으로 방법 A에 따라 결합하는 것으로 하지만 말뚝 머리부

파손 또는 말뚝 머리부가 일치하지 않기 때문에 방법 A에 따르기 어려운 경우 방법 B에

따라 결합시켜도 좋다. 말뚝 머리부와 확대기초 결합부의 상세는 이 편 .6.6 구조세목.에

따르기로 한다.

방법 A : 확대기초 속에 말뚝을 일정한 길이만 매입시키고, 매입된 부분이 말뚝머리에

작용하는 휨모멘트를 저항하는 방법

방법 B : 확대기초 속으로 매입되는 말뚝의 길이를 최소한으로 하고, 철근을 말뚝머리에

보강하여 말뚝머리에 작용하는 휨모멘트를 철근이 저항하는 방법

(나) 설계방법

설계 계산방법은 .도로교 설계기준(2010) 5.8.11.3 말뚝과 확대기초의 결합부.에 따르기

로 한다.

<표 6.7>

말 뚝 의 종 류 설 계

RC KS(φ500 이하) 말뚝 및 이에 준하는 것

완전 고정

RC 프리캐스트 말뚝 (모멘트 말뚝)

현장타설콘크리트 말뚝

강말뚝

제3권 교량

458

6.6 구조세목

6.6.1 기성 철근콘크리트 말뚝

(1) 크기와 재질

기성 철근콘크리트 말뚝은 .KS F 4301.(원심력 철근콘크리트 말뚝)의 규격에 적합한 것을 표준으

로 한다.

(2) 말뚝의 선단

기성 철근콘크리트 말뚝의 선단은 타격에 대해서 충분히 안전하고 타입하는 지반에 적합한 구조

로 해야 한다.

(3) 말뚝의 이음

기성 철근콘크리트 말뚝의 이음은 원칙적으로 이음철구를 이용한 아크용접 이음으로 한다. 단, 발

주처와 협의하고, 안정성을 확보한 경우 기계식 무용접 이음을 적용할 수 있다.

(4) 말뚝 머리부와 확대기초 결합부

말뚝 머리부와 확대기초 결합부는 원칙적으로 강결로 한다. 이 경우 결합부에 생기는 각종 응력에

대해서 안전하게 설계해야 한다.

(1) .KS F 4301.에 의하지 않는 경우는 관계시방서를 적용하고 KS에 준하여 설계해야 한다.

(2) 기성 철근콘크리트 말뚝의 선단형상에는 폐단형, 개단형 등이 있지만 거의 폐단형이다. 이것

은 철근콘크리트 말뚝 대부분이 디젤해머에 의한 타격공법에 의하여 시공되고 선단부에서

배토량이 적어서 폐단형이 용이하게 타입되기 때문이다.

일반적으로 폐단형은 폐색효과에 대한 문제가 없고 말뚝의 지지력 기능에 관해서는 뛰어난

형상이다. 그러나 높은 함수비의 점성토 지반 등에서 점성이나 부력에 의하여 타입 능률이 현저히

저하될 수 있다. 또 말뚝선단 지지층이 암반, 굳은 자갈층인 경우에는 타격력에 의하여 선단부

가 전단파괴를 유발하는 경우가 있으므로 말뚝 선단부를 얇은 강관으로 보호하는 것이 일반

적이다.

(3) 프리스트레스 콘크리트 말뚝에 따른다.

제8-3편 교량 하부 구조물

459

6.6.2 PSC 및 PHC 말뚝

(1) 크기와 재질

원심력을 이용해서 제조하는 PSC 및 PHC 말뚝은 .KS F 4303., .KS F 4306. (프리텐션 방식,

원심력 고강도 프리스트레스 콘크리트 말뚝)의 규격에 적합한 것을 표준으로 한다.

(2) 말뚝의 선단

PSC 및 PHC 말뚝의 선단은 타격에 대해서 충분히 안전하고 타입하는 지반에 적합한 구조로 해

야 한다.

(3) 말뚝의 이음

PSC 및 PHC 말뚝의 이음은 원칙적으로 이음 철구를 이용한 아크용접 이음으로 한다. 단, 발주

처와 협의하고, 안정성을 확보한 경우 기계식 무용접 이음을 적용할 수 있다.

(4) 말뚝 머리부와 확대기초 결합부

말뚝 머리부와 확대기초 결합부는 원칙적으로 강결로 한다. 이 경우 결합부에 생기는 각종 응력에

대해서 안전하게 설계해야 한다. 또 프리텐션 방식의 프리스트레스 콘크리트 말뚝의 말뚝 머리부

절단에 의한 PC 강봉의 응력감소범위는 강재 직경의 50배로 한다.

(2)에 대하여

(가) 프리텐션 방식의 말뚝 선단부는 폐단형과 개단형으로 크게 나눈다.

(나) 선단부 구조는 지지지반의 경사나 토질상태 · 시공법을 고려하여 필요에 따라서 보강해

야 한다.

(3) 이음의 위치는 일반적으로 이음위치의 수, 시공법, 경제성 등을 종합적으로 검토해서 휨모멘

트가 가능한 한 작은 지점을 선택하는 것이 바람직하다. 또 부식의 영향이 큰 곳에는 이음을

만들지 않는 것이 좋다.

(4)에 대하여

(가) 설계계산은 .도로교설계기준(2010) 5.8.12.2 PSC · PHC 말뚝.을 참조한다.

(나) 구조세목(그림 6.23)

(다) 말뚝 머리부 절단에 의한 PSC 강재응력의 감소범위는 실험 결과를 기초로 50배로 하였

다. 프리스트레스 콘크리트 말뚝은 프리스트레스가 도입되고 있으므로 무리하게 취급하

면 말뚝 본체에 균열이 생기고 PSC 강재응력의 감소범위가 커지게 된다. 따라서 절단작

업 시 말뚝 본체가 파손되지 않도록 주의해야 한다. 결합방법의 예를 그림 6.24, 그림

6.25에 나타낸다.

제3권 교량

460

방법A 방법B

<그림 6.23> PSC 말뚝의 말뚝 머리부와 확대기초 결합부의 구조세목

<그림 6.24> 말뚝 머리를 강결하는 경우

<그림 6.25> 말뚝 머리를 힌지로 하는 경우

제8-3편 교량 하부 구조물

461

6.6.3 강말뚝

(1) 크기와 재질

강말뚝은 .KS F 4602.(강관말뚝), .KS F 4603.(H형 강말뚝)의 규격에 적합한 것을 표준으로 한

다. 강말뚝의 각부 두께는 강도계산상 필요한 두께로 부식에 의한 감소 두께를 더해서 최소 9

mm 이상으로 한다. 시공 시에 말뚝이 받는 각종 응력에 대해서는 단면을 유효한 것으로 한다.

(2) 강말뚝의 지지단면

H형 강말뚝 및 강관말뚝의 선단 지지면으로서 선단에 슈가 없는 경우에도 지지층에서의 말뚝의

근입이 충분한 경우에는 그림 6.26과 같이 선단 폐색단면으로 고려한다.

형강말뚝 강관말뚝

<그림 6.26> 선단폐색단면

(3) 강말뚝의 선단

강말뚝의 선단부는 통상 강관말뚝, H형 강말뚝을 구별하지 않고 말뚝축에 직각인 면에서 분리한

소위 개단형으로 한다. 말뚝 선단은 지지말뚝인 경우 그림 6.27에 따라 보강하기로 하고, 마찰말

뚝의 경우는 보강하지 않는다. 용접은 필릿용접으로 하고 각장(脚長)은 6 mm 이상으로 한다.

<그림 6.27> 말뚝 선단의 보강

t : 9 mm로 한다.

L : φ600 이하는 200 mm, φ600이 넘으면 300 mm로 한다.

L0 : 18 mm로 한다.

단, 선단에 호박돌 등이 존재할 시 상향 조정할 수 있다.

(4) 말뚝의 이음

강말뚝의 현장이음은 원칙적으로 이음철구를 이용한 아크용접 이음으로 한다. 단, 발주처와 협의

하고, 안정성을 확보한 경우 기계식 무용접 이음을 적용할 수 있다.

(가) 강관말뚝의 경우 원칙적으로 반자동 용접법에 의한 전주(全周) 맞댐용접으로 한다.

(나) H형 강말뚝의 경우는 다음에 따른다.

제3권 교량

462

(1)에 대하여

(가) 강말뚝은 .KS F 4602., .KS F 4603.에 의해서 정하여진 치수나 재질의 것을 표준으로

한다. 또 강말뚝의 길이는 수송방법, 시공기계의 능력에 따라서 제한되지만 일반적으로

단관의 표준길이는 6 m 이상 1 m 단위로 12 m 이하로 하는 것이 좋다.

(a) 말뚝 본체 상호의 맞댐용접

(b) 이음판을 이용한 필릿용접

강관말뚝의 단면은 .5.5.4 말뚝 머리부와 확대기초 결합부의 설계.에 따라 설계하는 것을

원칙으로 하지만 일반적으로 아래에 제시하는 방법으로 단면을 변화시키는 것이 좋다. 강

관말뚝의 단면변화 위치는 식 6.29로 구한다.

ℓ1 = 1/2 Mmax의 위치 + 1.0 m (6.29)

여기서, ℓ1 : 확대기초 저면에서 단면변화위치까지의 거리(m) 단, 0.5 m 단위로 한다.

Mmax : Mt, Mm 중 큰 값

Mt : 변위법에 의하여 말뚝 머리를 고정으로 하여 구한 말뚝 머리 휨모멘트

Mm : 말뚝 머리부를 힌지로서 구한 지중 최대휨모멘트

말뚝머리를 힌지로서 구한

모멘트

변위법에 의한

말뜩머리를 고정으로

구한 모멘트

<그림 6.28> 강관말뚝의 단면변화위치

(5) 말뚝 머리부와 확대기초 결합부

말뚝과 확대기초 결합부는 원칙적으로 강결로 한다. 이 경우 결합부에 생기는 각종 응력에 대해서

안전하게 설계해야 한다.

(6) 말뚝의 부식

강말뚝의 부식두께는 말뚝이 흙 또는 물에 접한 면에 대해서 고려한다. 일반적으로 부식두께는 2

mm로 한다. 단 강관의 내면에 대해서는 고려하지 않아도 좋다.

제8-3편 교량 하부 구조물

463

(나) 강말뚝의 각부 판두께는 압축 · 인장 · 휨 · 전단 등 설계상 말뚝에 생기는 모든 응력에

대하여 안정한 두께에 예상되는 부식량을 더한 값 이상으로 한다.

강말뚝의 외경에 따른 판두께의 범위는 표 6.8에 따르는 것이 좋다.

<표 6.8> 강관말뚝의 직경과 판두께의 범위

공칭직경(mm) 판두께의 범위(mm)

400

500

600 ~ 800

900 ~ 1,200

1,200 ~ 1,100

1,500 ~ 1,600

1,800 ~ 2,000

9 ~ 12

9 ~ 14

9 ~ 16

12 ~ 19

14 ~ 22

16 ~ 25

19 ~ 25

(2) 일반적으로 개단말뚝과 폐단말뚝에서는 그림 6.29와 같이 지지력의 차이가 있으며 폐색효과

는 모래질일 수록 현저하고, 말뚝직경의 5배 이상 관입하면 100%의 폐색효과를 기대할 수

있다. 또 점성토에서는 속채움 흙의 깊이에 관계없이 폐색효과를 기대할 수 없는 것으로 알

려져 있다.

따라서 말뚝 선단은 충분히 다져진 자갈층 등의 지지층에 타입하지 않는 한 100%의 지지단

면을 기대할 수 없다. 말뚝길이가 짧거나 대구경말뚝의 경우에는 재하시험에 의해서 지지력

을 결정해야 한다.

개단말뚝

폐단말뚝

지지력

주면

선단지지력

근입길이

<그림 6.29> 폐색 효과

(3) 개단말뚝의 경우에는 그림 6.30 (a)와 같이 선단 보강 링을 붙이는 것으로 하고, 폐단말뚝의

경우에는 다음 식을 사용하여 폐쇄부의 평판 및 리브(rib)를 설계한다.

제3권 교량

464

강관말뚝(리브가 없을 때)

평판 fmax  



..

 

(6.30)

강관말뚝 ( + 자 리브일 때)

평판 fmax  ..

 

(6.31)

리브 fmax 



th

 t

qD h  

t D

(6.32)

여기서, q : 말뚝 저면반력을 등분포로 가정한 하중(kN/m2)

h, t, D : 그림 6.30 (b)에 나타낸다(m).

fmax : 최대 휨응력(kN/m2)

또 폐단말뚝은 관입저항이 크므로, 선단면적의 3% 정도의 구멍을 평판에 뚫어두면 리바운드가 작

아져서 타입이 쉽게 된다.

(a) 개단 말뚝 (b) 폐단 말뚝

<그림 6.30>

(4)에 대하여

(가) 강관말뚝의 이음은 반자동 용접법에 의한 것이 확실하고 공사비도 수동 방법에 비해 싸

다. 그러나 최근 전자동 용접법도 계속 개발되고 있으므로 충분히 검토하여 이를 사용하

여도 좋다. 또 반자동 용접법에 의한 이음은 그림 6.31에 제시하는 이음구조를 원칙으로

한다. 그림에서 동(銅)밴드는 용접 비드(bead)의 탈락방지를 위해 부착하는 것이다.

(나) 강관말뚝의 판두께의 변화는 극단적인 단면변화나 Chang의 이론적 배경, 응력집중, 실

제 공장에서의 절삭을 고려하여 판두께 변화의 제한을 2등급까지로 한다. 일반적으로

제8-3편 교량 하부 구조물

465

강관말뚝의 판두께는 t = 9, 12, 14, 16 mm가 많이 사용되고 있으므로 2등급으로 하면

판두께의 최대차는 5 mm로 된다. .단관의 길이는 원칙으로 6 m 이상 1 m 단위로 한

다..라는 규정에 관계없이 단관의 길이는 3 m 이상으로 하고 1 m 단위로 하여도 좋다.

또 소관의 길이는 원칙적으로 3 m 이상으로 한다.

배면 링의 강판두께

외경(공칭 직경) t0(mm)

1,000 mm 이하 4.5

1,000 mm 초과 6.0

스토퍼 수량

외경(공칭 직경) n(개)

600 mm 이하 4

1,000 mm 이하 6

1,000 mm 초과 8

<그림 6.31> 강관말뚝의 반자동용접 현장이음 표준형상 치수

(다) 말뚝의 구성은 단관 또는 단관의 조합으로 하고, 각부의 호칭은 그림 6.32와 같이 한다.

소관이란 강관 또는 강판을 전기저항용접 또는 아크용접으로 제조한 관을 말하고, 단관

이란 소관이나 또는 소관을 공장에서 용접한 이음관을 말한다. 현장이음부를 갖는 단관

에서 위 측을 위말뚝, 아래 측을 아래말뚝이라 한다.

단 관

단 관

단 관

소 관

소 관

소 관

소 관

소 관

소 관

공장이음부

공장이음부

공장이음부

현장이음부

현장이음부

말 뚝

<그림 6.32> 말뚝의 구성 및 각부의 호칭

제3권 교량

466

(라) 형상, 치수, 중량 및 그 허용차

말뚝 양단 및 이음부의 형상은 그림 6.33과 같이 한다. 두께가 다른 관을 연결하는 경우

미리 그림 6.33 (3)과 같이 공장에서 가공하기로 한다.

(1) 머리부 및 선단부 (2) 현장이음부 (3) 두께가 다른 관의

이음

주) 관 내측 절삭부의 길이는 4×(t1-t2) 보다 크게 한다. 단, t1-t2가 2 mm 이하일 때와 공장이음부를 양면용접으로

하는 경우 t1-t2가 3 mm 이하일 때는 절삭하지 않아도 된다.

<그림 6.33> 말뚝의 양단 및 이음부의 형상

(5) 말뚝 머리부와 확대기초 결합부의 구조세목을 그림 6.34에 제시하였고, 설계계산은 .도로교

설계기준(2010) 5.8.11.3 말뚝과 확대기초의 결합부.에 의한 것으로 한다.

확대 기초

하면

버림 콘크리트

쇄석

* 다웰은 인발력이 없는 말뚝에

대해서도 직교하는 방향으로

최소 4개는 들어가도록 한다.

<그림 6.34> 강관말뚝

제8-3편 교량 하부 구조물

467

(가) 말뚝 머리부는 확대기초에 적어도 말뚝직경 만큼 근입되어야 한다.

(나) 말뚝직경(공칭 직경) 1 m 이내의 경우는 덮개판과 십자보강판을 사용하기로 한다.

(다) 말뚝머리부의 속채움 콘크리트는 시공하지 않기로 한다.

(라) 확대기초의 보강은 RC 말뚝에 준하기로 한다.

(마) 말뚝 인발력에 대한 전단용 다웰(전단연결재)의 검토

다웰 1개 당 전단저항력 S

S = as × τa (6.33)

여기서, as : 다웰의 단면적(m2)

τa : 허용전단력(kN/m2)

다웰의 개수

N = Pt/S (6.34)

여기서, Pt : 지진 시 인발력(kN)

다웰의 정착길이 Lo

L  oa × U

fsa × as

(6.35)

여기서, fsa : 허용인장력(kN/m2)

τoa : 콘크리트의 허용부착력(kN/m2)

단, f28 = 240 kN/m2 일 때 τoa = 8kN/m2

U : 다웰 1개의 周長(m)

용접길이(필릿용접)에 대한 전단력 τs (kN/m2)

s   a × l

fsa × as

＜ τsa (6.36)

여기서, a : 우내각(隅內脚) 길이(m)

ℓ : 용접유효길이(m)

(6) 설계기준에 제시되지 않은 기타방식의 말뚝머리부와 확대 기초의 결합부의 설계의 경우, 범

용구조해석 프로그램에 의한 상세검토와 실물실험에 따라 검토된 경우 적용 가능하다.

제3권 교량

468

<표 6.9> 강관말뚝의 단면성능

부식(mm)

크기

0 2.0

외 경

D(㎜)

폐쇄면적

(m2)

원 주

(m)

두 께

T(㎜)

단위중량

W(㎏f/m)

단면적

A(mm2)

단면계수

Z(mm3)

모멘트

I(mm4)

회전반경

R(mm)

강재단면적

A(mm2)

단면계수

Z(mm3)

단면2차모멘트

I(mm4)

400 0.13 1.26

9.0 86.8 110.6×102 105×103 211×106 139 85.8×102 817×103 161×106

12.0 115.0 146.3×102 137×103 275×106 137 121.3×102 114×103 226×106

500 0.20 1.57

9.0 109.0 138.8×102 167×103 418×106 174 107.5×102 129×103 321×106

12.0 144.0 184.0×102 219×103 548×106 173 152.7×102 181×103 450×106

14.0 168.0 213.8×102 253×103 632×106 173 182.5×102 215×103 534×106

600 0.28 1.88

9.0 131.0 167.1×102 243×103 728×106 209 129.5×102 188×103 561×106

12.0 174.0 221.7×102 319×103 958×106 208 184.1×102 265×103 790×106

14.0 202.0 257.7×102 368×103 111×107 207 220.2×102 315×103 938×106

812.8 0.52 2.55

9.0 178.0 227.3×102 452×103 184×107 284 176.3×102 350×103 141×107

12.0 237.0 301.9×102 596×103 242×107 203 251.0×102 495×103 200×107

14.0 276.0 351.3×102 690×103 280×107 282 300.4×102 589×103 238×107

16.0 314.0 400.5×102 782×103 318×107 282 349.6×102 682×103 276×107

6.6.4 현장타설 콘크리트 말뚝

(1) 경사말뚝

시공기계의 능력을 고려하여 경사말뚝은 원칙적으로 사용하지 않기로 한다.

(2) 말뚝직경

설계에 사용하는 말뚝직경은 공칭외경으로 하고, 표 6.10과 같은 직경을 사용하는 것을 원칙으로

한다.

<표 6.10>

공 법 별 설 계 직 경

올케이싱 공법

리버스 공법

어스드릴 공법

800 mm 이상으로 하고 100 mm 단위로 한다.

(어스드릴 공법의 경우 공벽 붕괴 방지를 위해서 안정액을 사용하는 경우에는 공칭직경

보다 50 mm 큰 설계지름을 사용해야 한다.)

깊은 기초 공법 1400 mm 이상으로 하고 100 mm 단위로 한다.

케이싱을 쓰지 않는 경우 비드직경을 공칭외경으로 한다.

(3) 철근덮개

주철근의 배치는 표 6.11을 기준으로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

469

<표 6.11>

공 법 별 그림에 표시한 d의 최소치수

올케이싱 공법

리버스 공법

어스드릴 공법

150 mm

인력공법

흙막이재 매설의 경우 100 mm

흙막이재 철거의 경우 250 mm

(4) 조골재 최대치수

조골재의 최대치수를 원칙적으로 25 mm를 사용하기로 한다.

(5) 주철근

(가) 표준적인 현장타설 콘크리트 말뚝(φ1,000 ~ φ1,500, L ＜ 30m)의 설계에서는 말뚝 머리부

를 완전고정 상태로 계산한 단면력 및 말뚝 머리부를 힌지의 상태로 계산한 단면력 모두를

만족하도록 배근해야 한다.

(나) 말뚝이 길어 주철근에 이음을 필요로 하는 경우에는 설계 시 가능한 한 일정한 길이의 철근을

사용하도록 한다. 단수 조정을 하는 경우는 최하단이 주철근이 되도록 한다.

(다) 주철근의 배치는 표 6.12에 의한 것을 표준으로 한다.

주철근은 이형철근을 사용하기로 하고 2단 배근까지 할 수 있다. 이 때 순간격은 주철근 직

경의 2배 이상으로 한다. 또 철근의 이음은 겹이음을 원칙으로 하고, 그 길이는 철근직경의

40배를 표준으로 한다.

<표 6.12>

항 목 최 대 최 소 적 요

철 근 량 6% 0.4%

인력공법에 의한

경우는 제외한다.

직 경 - 22 mm

개 수 - 6개

순 간 격 -

철근직경의 2배 이상 또는 조골재 최대치수의

2배 이상

(6) 주철근의 단면변화

주철근의 단면변화는 상기(5)(가)에 의한 것으로 하지만 일반적으로 다음 방법에 따르는 것이

좋다.

(가) 말뚝 머리부의 소요철근량은 식 5.37에서 구한 위치에서 변화시키는 것을 표준으로 한다.

제3권 교량

470

변위법에 의해 말뚝머리를 고정

으로서 구한 모멘트

말뚝머리를 힌지로서 구한 모멘트

Mt





Mmax

Mm0 l1

1

．

0m

<그림 6.35> 주철근의 단면변화 제시

ℓ1 = (1/2 Mmax의 위치) + 1.0 m (6.37)

여기서, ℓ1 : 확대기초 저면에서 철근 변화위치까지의 거리

Mmax : Mt, Mmo 중 큰 쪽

Mt : 변위법에 의하여 말뚝 머리를 고정으로 하여 구한 말뚝 휨모멘트

Mmo : 말뚝 머리를 힌지로서 구한 지중 최대 휨모멘트

따라서 일단째의 철근길이 ℓ은 다음 식으로 구할 수 있다.

ℓ = 35φ + 0.1 + ℓ1 + 40φ(m) (6.38)

여기서, φ = 철근직경, 단, 500 mm 단위로 반올림 한다.

(나) 말뚝길이가 식 6.39로 구한 값 보다 긴 경우에는 제2단계의 단면변화를 시키도록 한다.

L = ℓ1 + 11.0(m) (6.39)

여기서, L : 말뚝길이[기초하면에서 말뚝 선단부까지의 길이(m)]

ℓ1 : 식 6.37과 같음

(다) 말뚝길이가 식 6.37, 식6.39에서 구한 위치로부터 각각 3m를 넘지 않는 경우는 단면변화를 시

키지 않아도 좋다.

(라) 단면변화를 시키는 경우 철근량은 다음 표를 표준으로 한다.

<표 6.13>

단면변화수 0 1 2

철 근 량 As 계산상 필요한 양 이상 단 1/2 As 이상 계산상 필요한 양 이상 단 1/4 As 이상

단, 최하단의 철근배치는 (5)(다)에서 제시한 표 6.12의 최솟값 이하이어야 한다.

(7) 띠철근

(가) 띠철근의 중심간격

(a) 말뚝 머리부(확대기초 저면에서 2D인 범위)에서는 150 mm 이하로 한다.

제8-3편 교량 하부 구조물

471

(1) 현장타설 말뚝은 각 공법에 따라 표준으로 하는 말뚝직경이 다르고 동일공법인 경우 제작회

사에 따라서 같은 모양인 경향이 있다.

그러나 설계 단계에서는 시공 상 자세하게 각종 조건을 설정하는 것이 곤란한 경우도 있으므

로 각 공법별로 설계직경을 선택한다. 올케이싱의 공법에서는 케이싱 날끝 외경으로 표시되

는 공칭직경을 설계직경으로 한다.

(2) 깊은기초 공법에 의한 말뚝에서는 외경, 치수가 다른 공법에 의한 말뚝에 비해서 크게 되므

로 실용상 철근량의 최대값이나 최솟값을 규정하여도 무의미하게 생각되므로 이 규정에 의

하지 않아도 좋다.

(b) 주철근의 단면변화 위치까지는 주철근

직경의 12배 이하, 표준적으로 300

mm로 한다.

(c) (b)의 범위 외에는 500 mm를 표준

으로 한다.

(나) 띠철근의 직경

띠철근은 이형철근(D13 mm 이상, 중심 간

격 500 mm 이하)을 기준하되 상세 내용

은 콘크리트구조 설계기준 기둥부분을 참

고한다.

(다) 띠철근은 이형철근을 사용하기로 한다.

(8) 말뚝과 확대기초 결합부

말뚝과 확대기초 결합부는 원칙적으로 강결로

한다. 이 경우는 결합부에 생기는 각종 응력에

대해서 안전하게 설계해야 한다. 또 말뚝 머리

부를 완전 고정상태로 해서 계산한 단면력 및

말뚝 머리부를 힌지상태로 해서 계산한 단면

력 모두를 만족하도록 배근한다.

(9) 스페이서

철근덮개를 확보하기 위해 스페이서를 사용

하기로 한다.

(10) 말뚝 선단의 철근

말뚝 선단의 배근으로는 원칙적으로 우물정

(井)자 모양의 철근(저부철근)을 배치하기로

한다.

<그림 6.36> 확대기초와의 결합 및 띠철근(깊은

기초 공법은 제외) 배근도

제3권 교량

472

(3) 주철근의 단면변화 위치는 식 6.37, 식 6.39에서 구하여진 ℓ1 또는 L의 위치로 하고, 모멘

트도에서 각각 1/22As, 1/4As 이상의 철근이 필요한 경우는 철근개수 또는 철근직경을 변화

시켜 설계강도를 만족시키기로 한다.

(4) 설계계산은 .도로교설계기준(2010) 5.8.11.3 말뚝과 확대기초의 결합부.에 따르고 구조세목

은 그림 6.37에 따른다. 기초의 보강은 RC 말뚝에 준하기로 한다.

(5) 콘크리트 타설 시 철근의 떠오름을 방지하기 위해 우물정(井)자 모양의 철근을 배치하고 주

철근 또는 띠철근과 연결한다.

정착부 띠철근

D16 이상 150 간격 이하

확대기초하측주철근

확대기초하면

버림 콘크리트

쇄석

말뚝머리부 띠철근

D16 이상

150 간격 이하

150

100

L≥35d

D

d

<그림 6.37> 현장타설 말뚝의 구조세목