롯데건설기술_55호

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3No.55. 2007. 12

기 술 연 구

초고층 구조물의 기초 타설용 콘크리트의개발 및 현장 적용성 평가 (2)

1. 서 론

지난 기술보에서는 롯데슈퍼타워의 개요, 저발열 혼합시멘트의 개발, 고성능(고강

도, 고유동) 콘크리트의 개발 및 Mock Up 시험에 해 기술하 다. 이번 기술보에서는 개발된 콘크리트에

한 장기거동 시험, 내구성 시험, Mock Up 시험에 한 결과 및 분석을 위주로 기술하도록 한다.

2. 개발된 콘크리트의 성능 시험

본 실험은 개발한 저발열 혼합 시멘트를 사용한 콘크리트의 공학적 특성 및 내구성을 평가하기 위하여 기존

에 많이 사용되는 2~3성분계 배합과 비교 검토하 으며, 각 조건별 콘크리트 배합은 표 1과 같다.

비교용 배합으로 보통 포틀랜드 시멘트 단독으로 사용한 배합과 2성분계 배합으로 고로 슬래그 미

분말 혼합율 70% 및 플라이 애시 혼합율 30% 배합을 사용하 다. 또한 3성분계 배합으로 고로 슬

래그 미분말과 플라이 애시 각각 40%와 20% 혼합한 배합과 고로 슬래그 미분말과 플라이 애시를

각각 50%와 20%를 혼합한 배합을 사용하 다.

시험항목으로는 굳지 않은 성상에서 슬럼프-플로우, 공기량을 측정하 고, 경화특성에서는 각 재령

별 압축강도를 측정하 다. 또한 내구성 평가를 위하여 동결융해 저항성, 길이변화율, 염소이온투과

저항성 등을 검토하 다.

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우우승승민민 기술연구소토목연구담당선임연구원 ([email protected])

롯데건설4

No.

1 OPC 32.6 491 0.50 160 156 0 0 327 327 491 0 0 847 873

2 LHBC 32.6 491 0.50 160 175 0 0 318 318 491 0 0 823 848

3 C3B7F0 32.6 491 0.50 160 47 117 0 323 323 147 344 0 837 863

4 C7B0F3 32.6 491 0.50 160 109 0 68 316 316 344 0 147 819 845

5 C4B4F2 32.6 491 0.50 160 62 67 45 318 318 196 196 98 823 848

6 C3B5F2 32.6 491 0.50 160 47 84 45 317 317 147 246 98 821 847

Mix

Proportion

Binder

Contents

(kg/m3)

Water

Contents

(kg/m3)

Absolute Volume

(l/m3)

Unit Weight

(kg/m3)W/B

(%)S/a

C BS FA S G C BS FA S G

표1. Mix proportion of concrete

그림 1. Shrinkage of concrete by binder types

2.1 건조수축 시험

그림 1은 각 결합재의 종류에 따른 재령별 콘크리

트의 길이변화를 나타낸 것이다. 고로 슬래그 미분

말이 상 적으로 많이 혼합된 C3B7F0와 C3B5F2

의 길이변화는 각각 -6.25X10-4, -5.82X10-4으로 나

타나 다른 결합재보다 다소 높은 건조수축을 보이고

있으나 그 차이는 크지 않다. 또한 본 연구에서 개발

한 LHBS도 기존 2~3성분계 저발열 혼합 시멘트와

비교하여 동등 이상의 우수한 건조수축 특성을 보이

는 것으로 나타났다.

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2.2 동결융해 시험

그림 2는 동결융해저항성을 검토하기 위하여 각

결합재의 종류에 따른 콘크리트의 상 동탄성계수의

변화를 나타낸 것이다. 플라이 애시를 30% 혼합한

C7B0F3는 180싸이클, 보통 포틀랜드 시멘트를 단

독 사용한 240싸이클에서 상 동탄성계수가 60%이

하로 저하되었다. 본 연구에서 개발한 LHBS를 포함

한 기타 결합재들은 300싸이클까지 상 동탄성계수

를 90%이상 유지하고 있어 상 적으로 우수한 동결

융해저항성을 보이고 있다.

2.3 염소이온투과 저항성 시험

그림 3은 결합재 종류에 따른 각 재령별 굳은 콘

크리트의 염소이온 침투 저항성을 나타낸 것이다. 보

통 포틀랜드 시멘트를 단독 사용한 OPC의 경우가

모든 재령에서 가장 높은 통과저하량을 보이고 있어

가장 낮은 염소이온 침투 저항성을 보이고 있다.

2성분계 및 3성분계 혼합 시멘트의 경우에서는

재령 14일에 C3B7F0 > C3B5F2 > LHBS >

C4B4F2 > C7B0F3 순으로 우수한 염소이온 침투

저항성을 보이고 있으나, 재령 28일 이후에서는 큰

차이를 보이지 않고 있다. 따라서 본 연구에서 개발

한 저발열 혼합시멘트인 LHBC 경우도 기존의 2성

분계 및 3성분계에 비교하여 동등 수준의 염소이온

투과 저항성을 발휘하는 것으로 나타났다.

그림 2. Relative dynamic modulus of concrete by binder types

롯데건설6

3. Mock Up 시험 결과

3.1 현장 시험 결과

공장에서 출하된 레미콘를 현장에서 펌프카로

콘크리트 타설을 실시하여 생산 후 현장도착까지

의 콘크리트 물성변화와 펌프압송에 따른 콘크리

트 물성변화를 비교하고 타설된 콘크리트의 압축

강도를 확인하 다. 공장에서 현장까지 운반시간에

따른 슬럼프 플로우의 변화는 다음 그림 4와 같이

측정되었다.

그림 3. Change passed of concrete by binder types

그림 4. Slump flow test by age

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생산 직후 공장에서 실시된 콘크리트 슬럼프 플

로우 값은 585mm전후로 나타내었다.

현장도착 후 콘크리트 타설 직전의 콘크리트

슬럼프 플로우 값은 650mm 전후의 값이 나타나

전반적으로 시간경과에 따른 슬럼프 플로우의 변

화는 크지 않은 것으로 나타났으며 이에 따라 공

장에서 레미콘 생산 후 현장 도착까지 시간경과

에 따른 물성의 변화는 작은 것으로 나타나 120

분까지는 실제 적용에 무리가 없는 것으로 판단

되었다.

이후 실시된 펌프압송 실험을 위해 먼저 배관유

도용 모르타르를 호퍼에 타설 및 펌핑하고 이 모

르타르를 제거한 후 실험용 자체 충전성 콘크리트

를 호퍼에 타설하 다.

펌프 압송 전 콘크리트의 슬럼프 플로우는 그림

5와 같이 타설 전 레미콘 차량에서 645mm를 기

록하고 이후 펌프 압송 후에도 측정값이 635mm

로 다소 감소되는 경향을 나타내었으나 그 차이가

미비하여 슬럼프 플로우는 변화는 거의 없는 것으

로 판단되었다.

그림 5. Slump flow test by pumping

이와 비슷한 양상으로 J-Ring 플로우에서는 그

림 6과 같이 펌프압송 전의 시험에서 635mm를

기록하고 펌프압송 후에는 595mm를 나타내어 압

송 전후에 따라 다소 감소하는 경향을 나타내었으

나 그림 7, 그림 8과 같이 500mm 도달시간을 살

펴보면 펌프 압송 후 콘크리트의 유동성은 오히려

증가되는 현상을 보 다.

롯데건설8

슬럼프 플로우의 500mm 지점 도달 시간을 살

펴보면 그림 8과 같이 펌프 압송 전 15.8초를 기

록하 고 압송 후 7.38초를 나타내며 높이 개선된

결과 값을 기록하 고, 이와는 반 로 J-Ring 플

로우의 경우에서는 펌프 압송 전보다 압송 후의

시간이 더 늘어나는 결과를 나타내었다.

그림 6. J-Ring flow test by pumping

그림 7. Arrival time of slump flow to 500mm

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공기량 시험의 경우는 펌프 압송 전과 후의 두

경우에서 모두 제시된 조건 2.5±1.5%의 범위를

만족하며 큰 차이가 없는 것으로 나타났으며 재

료분리 저항성이 양호한 것으로 판단되었다.

그림 9. Air content test by pumping

그림 8. Arrival time of J-Ring flow to 500mm

U-Box 시험 결과 차이는 45mm로 나타났으며

시간을 측정한 결과 펌프압송 전 29.1초에서 펌프

압송 후 25.5초로 개선된 결과가 나타났으며 L-

Box 및 V-funnel 시험에서는 펌프 압송 후 측정

된 시간 각각 12.4초에서 16.5초, 21.9초에서

34.5초로 길어지는 양상을 나타내었다.

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그림 10. U-Box flow test by pumping

그림 11. L-Box flow test by pumping

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그림 13. Slump flow test by age over 150 min

그림 12. V-funnel flow test by pumping

또한 이와 동일한 조건의 콘크리트를 앞서 조사

된 120분까지의 경시변화보다 더 길게 지연시켜

경과시간 150분을 지난 콘크리트의 경우는 그림

13과 같이 펌프 압송 후 슬럼프 플로우의 로스가

150mm로 크게 나타났다.

따라서 본 실험에서 요구된 자체 충전성 콘크리

트는 공장에서 출하 후 2시간 이내에 현장에서 타

설작업이 완료되어야 하고 그 이후에는 슬럼프 플

로우 로스에 의해 타설작업에 문제가 생기는 것으

로 판단되었다.

경화된 콘크리트에서는 다음 그림 14와 같이 강

도측정 실험 결과 재령 7일에 압축강도 37.5MPa

로 높은 강도를 나타내었고, 이 후 재령 28일에

는 59.5MPa의 결과 값으로 당초 제시된 조건

인 압축강도 40MPa을 넘어서는 결과치를 기

록했다.

인장강도는 재령 7일에 3.35MPa, 재령 28일에

4.53MPa로 나타났다.

롯데건설12

그림 14. Compressive and tensile strength by age

그림 15. Flexural strength

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콘크리트 강도는 재령 28일 이후에도 계속적인

증가하여 재령 91일 이후에는 압축강도가 70MPa

를 넘어섰다. 이는 분산력이 우수한 고성능 감수제

의 사용으로 낮은 물시멘트비를 적용하고 저발열

혼합시멘트를 사용함으로써 초기 수화열을 억제하

여 장기강도 증진에 향을 미친 것으로 판단된다.

휨강도는 그림 15와 같이 재령 28일에 평균

9.95MPa를 나타내었다.

3.2 온도계측 결과

Mock Up에 한 온도 계측은 설계사인 SOM

측의 제시사항에 따라, 총 15개소의 콘크리트 온

도를 90일간 측정하 으며, 첫 4일간은 1분마다,

다음 6일간은 1시간마다, 다음 18일간은 4시간마

다, 다음 12일간은 8시간마다, 다음 50일간은 24

시간마다 측정하 다. 온도 계측 위치는 그림 16

과 같다.

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13No.55. 2007. 12

그림 16. Location of thermal sensors

본 Mock Up의 온도 계측 결과, 상단부 최고온

도는 63.99℃, 중앙부 최고온도는 60.97℃으로

나타났으나, 1회에 일체 타설로 Mock Up이 수행

되었을 경우에 중앙부의 최고온도는 다소 상승할

것으로 예상되나, 최 65℃(예비 수화열 해석시

의 중앙부 최 온도는 63.98℃)는 넘지 않을 것으

로 판단된다.

부분의 계측 위치에서 중앙부와 상단부의 온

도차이는 20℃를 넘지 않았으므로, 타설 초기의

내부 구속에 의한 균열은 발생치 않았던 것으로

롯데건설14

그림 17. Results of Thermometer

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판단되나, 단열 양생이 종료된 후, 급격한 온도 하

강으로 인한 수축균열이 발생할 수 있는 가능성이

높았던 것으로 판단된다. 따라서, 단열 양생의 기

간을 14일에서 21일 또는 30일까지 연장할 필요

가 있을 것으로 판단된다.

또한, 롯데슈퍼타워의 기초 콘크리트 타설시에는

장시간의 타설 시간으로 인한 열소산으로 각 계측

지점의 콘크리트 온도는 다소 하강된 결과로 나타

날 것으로 판단된다.

3.3 코어링 시편 시험 결과

Mock Up 공시체의 압축강도 발현 및 탄성계

수 추정을 위하여 코어 시편을 채취하 다. 콘크

리트 타설후 14일의 단열양생기간이 있으므로, 코

어 시편은 단열양생에 향을 주지 않기 위해 단

열양생이 종료된 시점인 타설후 16, 28, 56, 91일

마다 수직방향으로 코어를 채취하 다. 각 지점에

서는 3개의 코어를 채취하여 자료의 객관성을 확

보하 다.

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그림 18. Core sampling location

(a) Core sampling location mark (b) Coring

코어링 작업을 통해 채취된 시편으로 탄성계수

시험을 수행하 다. 시험 결과는 그림 21~23과

같다.

Mock Up에 사용된 콘크리트의 탄성계수는 재

령 16일에서는 평균 3.22x104MPa, 재령 28일에

서는 평균 3.33x104MPa, 재령 56일에서는 평균

코어링 작업을 통해 채취된 시편으로 압축강도

시험을 수행하 다. 시험 결과는 그림 20과 같다.

압축강도 발현 곡선을 살펴보면 타설후 16일에 이

미 목표압축강도인 40MPa를 상회한 것을 알 수

있다. 따라서 본 Mock Up에 사용된 콘크리트는

소요의 강도를 확보한 것으로 판단된다.

롯데건설16

(c) Core sample

그림 19. Core sampling

그림 20. Compressive strength of core sample (except age 56 days)

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3.33x104MPa, 재령 91일에서는 평균 3.48x104MPa으로 나타났다.

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17No.55. 2007. 12

그림 21. Estimated young’s modulus (age 28 days)

그림 22. Estimated young’s modulus (age 56 days)

4. 결론

(1) 초 형 기초구조물 시공에 필연적으로 동반되

는 문제는 콘크리트 수화열 제어에 의한 온도

균열 발생 저감 및 규모 타설에 따른 시공

성에 관한 문제이며, 이를 해결하기 위하여 3

성분계 시멘트를 사용한 저발열, 고강도, 고유

동의 고성능 콘크리트를 개발하 다.

(2) 본 연구에서 개발된 저발열 고성능 콘크

리트는 현장 Mock Up Test를 통하여

저발열성(최고온도 71℃이내, 내외부 온도

차 20℃이내)과 고강도성(설계기준강도

40MPa) 및 고유동성(슬럼프 플로우

650±50mm)임을 확인하여 초 형 기초

구조물 시공에 적합한 콘크리트임을 입증

하 다.

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그림 23. Estimated young’s modulus (age 91 days)

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초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

19No.55. 2007. 12

기 술 연 구

초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

1. 서 론

최근 초고층 건축물에 한 국내외 관심이 집중되면서, 초고층 건축물을 시공하

기 위한 다양한 기술이 국내외에서 도입 및 적용되고 있다. 초고층 건축물 시공은 일반 건축물과 달리 복잡하

고 고도의 기술이 요구되는 공법들이 적용되며, 특히 고강도 콘크리트를 목표로 하는 높이까지 펌핑할 수 있

는 기술이 요구된다. 이 때 목표 토출량을 확보할 수 있도록 하기 위해서는 기존의 일반 고압펌프가 아니라

초고압펌프를 도입해야 하며, 배관 통과시 콘크리트 물성 변화요인에 해 사전 검토함으로서 실제 시공계획

에 적용할 수 있어야 한다.

당사가 현재 추진 중인 프로젝트의 경우 50~70MPa의 고강도콘크리트가 구조물 내부 Core Wall에 사용

될 예정되며, 높이 555m를 수직으로 직압타설하기 위한 시공계획이 수립되어 있다. 따라서 본 연구에서는 향

후 초고층 시공에 비하여 초고압 펌프를 사용한 고강도콘크리트 펌프압송성능을 테스트하고, 펌핑 전후의

콘크리트의 유동성 및 점성을 확인하여, 콘크리트 물성을 검토함으로서 초고층 구조물 시공에 있어서 고강도

콘크리트의 직압송타설 기술을 위한 기초자료로 활용하고자 하 다.

2. 실험계획 및 진행상황

2.1 실험계획

실험계획은 실제 초고층 구조물이 들어서게 될 현장 사이트에서 각각의 콘크리트 강도 별로 초고층 구조

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문문형형재재 기술연구소건축연구담당연구원 ([email protected])

롯데건설20

펌프압

배관압

소음도

관내마찰계수

목표토출량

50MPa

60MPa

70MPa

520

400

120

슬럼프 플로우

공기량

V 로트 유하실험

U Box 충진실험

L 플로우 실험

압축강도

휨강도

코어강도

길이변화율

상강도

(MPa)

상길이

(m)

펌프 성능

측정항목

펌핑 전∙후 콘크리트 측정항목

굳지않은 특성 경화/수축 특성

표 1. 상강도 및 측정항목

물에 타설될 실제 높이를 수평 길이로 가정하여, 그

림 1과 같은 Lay-out을 바탕으로 초고압 펌프에

한 성능, 고강도콘크리트 펌핑에 따른 배관성능

검토 및 고강도콘크리트의 굳지않은 특성, 경화 특

성 및 수축 특성 검토에 한 테스트 계획을 수립

하 다.

본 테스트에 사용된 펌프는 프츠마이스터 사의

BSA 14000SHP-D로 100층 이상의 초고층 구조

물 시공시 투입되는 초고압 펌프를 사용하 고, 사

용된 배관은 직경 125mm, 배관 두께 8.1mm 파이

프를 상으로 표 1과 같이 콘크리트 펌핑시 파이

프 및 초고압 펌프에 걸리는 압력을 측정하여 관내

통과시 발생하는 콘크리트 마찰계수 및 목표 토출

량을 도출하고자 하 다.

그림 1. 펌퍼빌리티 테스트 Lay-out

벽체 Mock-up 제작파이프 배관초고압 펌프

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초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

21No.55. 2007. 12

그림 2. 실험진행상황 (2007년 3월 27일 잠실제2롯데월드 현장 부지 내)

그림 3. 벽체 타설장면 사진

2.2 실험진행상황

최초 2007년 3월 27일 오전 (주)삼표 성수 공장

에서 레미콘 배쳐 플랜트 테스트를 수행하여 50,

60 및 70MPa 고강도콘크리트의 물성 검토 및 생

산성 여부를 검토하 다.

이후 현장까지 도착하는 레미콘 차량의 도달시간

을 확인하고, 현장에 반입하 다.

현장에 도착한 고강도콘크리트의 물성을 검토한

뒤 배관 통과성을 원활하게 하기 위하여 관 내부에

모르터 Coaking을 실시하 다. 이 때는 콘크리트

희석 방지를 위해 고강도 몰탈(프리믹스 시멘트 사

용) 사용하 다.

그림 4. 배관교체 장면(70MPa->60MPa)

롯데건설22

이후 펌프에 투입하여 배관을 통과시킨 뒤 그림

2와 같이 펌퍼빌리티 테스트를 수행하 으며, 펌핑

후의 콘크리트 물성 및 배관통과시 파이프 및 펌프

에 걸리는 각종 압력을 측정한 후 그림 3과 같이 벽

체에 타설하 다. 최초 70MPa를 타설한 뒤 그림 4

와 같이 60MPa로 배관을 교체하여 후속작업을 진

행하 다. 또한 익일인 28일은 오전에 실험준비를

실시한 후 오후에 50MPa 콘크리트 펌퍼빌리티 테

스트 수행 및 벽체 Mock-up을 제작하 다.

3. 실험결과 및 고찰

3.1 펌프 성능 측정 결과

각각의 콘크리트 강도별 파이프를 통과하는 콘크

리트의 마찰계수 및 시간당 이론 토출량은 그림 5

와 같이 나타났다.

그림 5. 강도별 마찰계수에 따른 토출량 비교

그림 6. 최 파이프 압력에 따른 펌프압력 비교

그림 7. 동일지점에서의 파이프 압력(120m) 그림 8. 펌핑 전 후의 콘크리트 온도

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초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

23No.55. 2007. 12

콘크리트의 강도가 높을수록 파이프 내에 걸리는

마찰계수가 높게 나타났으며, 동일지점 통과시 배관

압 감소가 크게 나타나 관내 손실량이 커져 콘크리

트 물성 및 이론 토출량은 감소하는 것으로 나타났

다. 따라서 마찰계수를 고려한 시공계획 수립과 마

찰계수를 저감시킬 수 있는 방안에 한 필요성이

제시되었다.

또한 강도별로 파이프에 걸리는 최 압력은 그림

6과 같이 배관길이가 길수록 초기에 걸리는 파이프

압력은 높게 나타났으며, 펌프압력도 증가하는 것으

로 나타났다.

그림 7은 동일 길이선상에서 콘크리트 강도에 따

른 초기 배관압과 120M지점 도달시 배관압의 차이

를 측정한 것으로 50MPa의 경우 초기 및 120M

통과시 배관압이 18% 감소하 고, 60 및 70MPa의

42%, 77%에 비해 상 적으로 작게 나타났으며, 마

찰계수 또한 낮게 나타났다.

따라서 향후 시공시에는 현재 적용한 파이프(관내

경 125mm)에 한 추가 검토 및 콘크리트의 점성

을 낮추어 마찰계수를 감소시킬 수 있는 방향으로

연구가 진행되어야 할 것으로 판단된다.

3.2 펌핑 전∙후 콘크리트 물성 검토 결과

3.2.1 굳지않은 특성

펌핑 전∙후 콘크리트 물성 검토 결과는 그림

10 및 그림 11과 같다. 최초 공장 B/P 생산 및

현장 도착후 펌핑 전까지 고강도콘크리트의 슬럼

프 플로우는 목표 요구성능인 65±5cm을 만족

하 으나, 펌핑 후 30% 정도의 플로우 Loss가

발생하 다.

특히 70MPa급의 경우 50MPa 및 60MPa에 비

해 펌핑 후 유동성 및 벽체 충진성 저하가 상 적

으로 큰 것으로 나타났는데 이는 70MPa의 단위수

량이 낮고, 펌핑시 발생한 콘크리트의 온도 상승이

다른 강도수준에 비해 크기 때문으로 판단된다.

또한 공기량의 경우 펌핑 전까지 부분 3.0±

1.0% 내외 범위로 나타났고, 펌핑 후에 있어서는

50MPa의 공기량 상승효과가 45%로 가장 큰 것

으로 나타났다.

V로트 유하시간 및 U Box 충진성 결과, 강도구

분에 관계없이 유사한 경향을 나타내었으며, 본 연

구에서 설정한 목표 요구성능을 모두 만족시키는

것으로 나타났다.

(a) 70MPa (b) 60MPa

롯데건설24

(c) 60MPa-01 (d) 50MPa

※60MPa-01의 경우 현장 도착 후 2시간 임의 경과된 Case

그림 9. 강도별 슬럼프 플로우 형상

(c) V 로트 유하시간 변화 (d) U box 충진성 실험 변화

(a) 슬럼프 플로우 변화 (b) 공기량 변화

Technical Research

초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

25No.55. 2007. 12

그림 10. 펌핑 전∙후 콘크리트 굳지않은 특성 검토 결과

(e) L 플로우 테스트 결과

3.2.2 경화특성

당초 콘크리트 목표 강도발현일을 28일로 설

정하여 실험을 진행하 으며, 공시체 수준은 펌

핑 전∙후, 현장양생 및 실내양생으로 구분하여

4개의 변수로 실험을 진행하 다.

실험결과 그림 6과 같이 강도수준에 관계없이

압축강도가 모두 28일 설계강도를 만족하는 것

으로 나타났고, 91일까지 강도를 측정한 결과

50MPa의 경우 지속적으로 강도가 상승한 반면

60MPa 및 70MPa의 경우 강도발현율이 상

적으로 저하하는 것으로 나타났다.

이는 60 및 70 MPa급의 초기재령에서의 콘

크리트 강도가 높게 나타나 지속적인 수화반응

여력이 50MPa에 비해 낮기 때문인 것으로 판

단된다.

또한 재령 28일 및 91일에서 휨강도를 측정한

결과 그림 7과 같이 압축강도 비 1/4 수준으

로 나타났다.

그림 11과 같이 양생방법차이에 따른 강도 측

정 결과, 그림 12~13과 같이 실내양생을 실시

한 시험체의 경우 현장양생에 비해 강도에 따라

4~10% 정도 높은 강도를 발현하 다.

또한 펌핑 전후에 따른 콘크리트 강도 차이는

다소 편차는 있지만 펌핑 후가 펌핑 전에 비해

약 3~5% 정도 높게 발현되었는데 이는 펌핑을

통하여 콘크리트 내부의 단위수량이 감소하 고,

펌핑 압력에 의해 콘크리트 내부 조직이 치 해

졌기 때문인 것으로 판단된다.

롯데건설26

(a) 실내양생 (b) 현장양생

그림 11. 양생방법에 따른 시험체 양생 장면

3.2.3 수축특성

고강도콘크리트의 건조수축 특성을 평가하기 위

한 콘크리트의 길이변화율은 KS F 2424 『모르타

르 및 콘크리트의 길이 변화 시험 방법』에 준하여

측정을 실시하 으며 다이얼게이지를 사용하여 1

일, 3일, 7일, 14일, 28일, 56일 및 9일에 각각

길이 변화값을 측정하 다.

측정결과는 그림 6에 나타낸 바와 같이 일반적

으로 콘크리트의 건조수축은 단위수량의 증가에

따라 증가한다고 알려져 있으나 압축강도 50MPa

이상의 고강도콘크리트에서는 고강도콘크리트에

서는 단위수량이 변화하여도 건조수축은 거의 변

화하지 않으며, 건조수축에 미치는 단위수량의

향은 적게 나타난다고 보고되고 있다.

(a) 50MPa (a) 50MPa

Technical Research

초고층직압타설을위한고강도콘크리트펌퍼빌리티테스트수행결과

27No.55. 2007. 12

그림 12. 재령별 콘크리트의 압축강도 그림 13. 재령별 콘크리트의 휨 강도

(b) 60MPa (b) 60MPa

(c) 70MPa (c) 70MPa

그림 14. 길이변화율 측정 결과(재령 91일까지)

당 실험결과의 경우도 마찬가지로 건조수축값은

50, 60 및 70MPa 콘크리트에 있어서 다소의 차

이는 있으나 체적으로 재령 91일에서 -200×

106의 값을 나타내었다. 일반강도 콘크리트의 경우

건조수축값이 -800×106의 값을 나타내는 경향에

비교할 때 약 1/4 정도로서 고강도콘크리트를 적용

할 경우 건조수축에 한 향이 상 적으로 낮을

것으로 판단된다.

4. 결 론

초고층 직압 타설을 위해 50, 60, 70MPa 고강도콘

크리트 펌퍼빌리티 테스트 수행결과에 한 결론은 다

음과 같다.

1) 마찰계수가 높을수록 관내 손실량이 커져 콘크리

트 토출량은 감소하 고, 배관길이가 길수록 초기

파이프 압력은 높게 나타나며, 펌프압력도 증가하

다. 따라서 향후 시공시 파이프 직경 및 콘크리

트의 점성을 낮출 수 있는 방안 등에 한 검토

가 필요할 것으로 판단된다.

2) 굳지않은 특성은 펌핑 전에 있어서 고유동 콘크

리트의 목표 요구성능을 부분 만족하 으나 펌

핑 후 일부 강도에서 유동성 및 벽체 충진성이

저하하게 나타나 향후 목표 플로우를 다소 수정

하고, 유동성을 개선시킨 혼화제를 사용하는 등

의 안이 필요할 것으로 판단된다.

3) 경화특성 검토 결과 강도관리를 재령 28일을 목표

로하 을때모두설계압축강도를상회하 고펌

핑 후에 압축강도도 증진되어 콘크리트 펌핑에 따

른압축강도상문제는없는것으로판단된다.

[참고문헌]

1. 지석원, 서치호“초고층 건축물에서 콘크리트

펌프 압송 기술의 발전,” 한건축학회지(건축)

p66~71, V.50, N.4, 2006. 04

2. 김 균, “펌프 압송에 의한 굳지않은 콘크리트

의 특성 변화에 관한 실험적 연구”, 건국 학교

학원 석사학위논문, 2005.

3. 한국 콘크리트 학회, 최신 콘크리트 공학,

기문당, 2001

4. 삼성중공업건설, 초고층요소기술시공가이드북,

기문당, 2002

5. 佐原晴也 ほか、高�動コンクリ—トの高所壓送實

驗, コンクリ—ト工學年次�文報告集, VOl, 16,

No. 1, 1994

6. 橫井謙二 ほか、高�動コンクリ—トのポンプ壓送

時の性狀變化に關する考察, コンクリ—ト工學年

次�文報告集, VOl, 21, No. 2, 1999

재 령

1일 -40 -40 -70

3일 -60 -70 -80

7일 -130 -100 -100

14일 -150 -130 -130

28일 -170 -160 -130

56일 -190 -190 -180

91일 -190 -200 -190

표 2. 재령별 길이변화 측정 데이터

롯데건설28

70MPa 60MPa 50MPa

그림 15. 길이변화율 측정 장면

Technical Research

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

29No.55. 2007. 12

기 술 연 구

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

1. 서 론

1.1 개요

최근 설계기준에서 고강도 콘크리트를 사용한 고층 구조물의 건설증 와 함께

화재발생시 막 한 경제적 손실 및 인명피해를 가져오게 됨으로써 화재발생에 한 안전성이 두 되고 있다.

실내 가연물질의 양에 따라 극히 짧은 시간에 고온을 받게 되는 건축구조물은 열에 의해 구조부재의 강도저

하 및 붕괴를 일으키며, 고강도 콘크리트의 경우 부재내부에 존재하는 수분의 팽창압력으로 폭열 현상이 발생

하므로 이에 한 메커니즘 연구가 시급히 요구되는 실정이다. 따라서 화재 시 고강도 콘크리트가 고온의 열

을 받아 발생하는 수분 이동 및 공극압을 해석하고 검토해야 한다.

1.2 연구의 배경 및 목적

국내의 내화 성능기준에서는 표준내화 온도곡선에 의한 가열실험을 통하여 구조적 안전성 및 재료의 내화성

능을 등급으로 판정하고, 구조물의 층수, 부재, 위치별로 규정된 요구 내화시간의 도달 여부를 실제 화재를 받은

구조 부재에 적용하고 있으며, 콘크리트 폭열에 관한 구조물의 설계조건을 고려하지 않고 있다. 또한 화재시 고

강도 콘크리트의 역학적 특성에 관한 기초 데이터는 국내에서 미흡하며, 내화 구조로서의 고강도 콘크리트조구

조물의 안전에 한 충분한 연구가 되어 있지 않은 것이 현실이다. 이는 내부 조직이 치 한 고강도 콘크리트는

온도상승에 따른 다양한 향요소들이 존재하고 이들을 정량적으로 결합하여 결과를 도출하는데 어려움이 있기

때문이다. 본 연구는 고강도 콘크리트구조물 중 슬래브 또는 벽 즉, 1면 가열부재를 상으로 화재 시 고강도

Technical Research

한한민민수수 기술연구소건축연구담당연구원 ([email protected])

롯데건설30

콘크리트 내부의 수분의 팽창압을 추정하여 추후 폭

열이 발생되는 시점, 온도, 깊이를 추정하는데 필요

한 해석프로그램을 개발하기 위함이다.

2. 고강도 콘크리트의 폭열

2.1 폭열의 정의

콘크리트는 화재시 갑작스런 고열을 받게 되면 콘

크리트 구조물의 부재 표면이 심한 폭음과 함께 박

리,탈락하는 현상이 발생하는데 이를 폭열(爆�)현상

이라고 하며 문표현으로 Spalling이라고 한다. 이

러한 폭열 현상은 피복 콘크리트가 결손되어 구조체

내부까지 고온이 전달되고, 철근이 노출되어 고열을

받게 되면 철근의 강도저하로 구조부재는 치명적인

내력저하를 초래하여 건축물의 붕괴까지도 일으킬

수 있는 원인이 된다. 이와 같은 폭열 현상은 고강

도 혹은 고성능 콘크리트로서 내부조직이 치 할수

록 발생이 용이한 것으로 알려지고 있다.

2.2 폭열 발생과정

폭열은 외부에서의 화재를 통해 내부로의 수분이

동현상에 의해 발생한다. 수분이동현상에 한 폭열

현상을 정확히 이해하기 위해선 발생과정에 한 이

해가 필요하다. 1단계에서 외부에서 화재가 발생하

여 콘크리트 접촉면의 온도가 상승하게 되면 경계면

에서의 수분은 밖으로 방출되고 AB면으로부터 콘크

리트 안쪽으로 수분이동이 발생한다. 1단계에서 계

속된 온도상승이 일어나면 2단계에서 CD면부터 수

분응집현상이 발생하기 시작한다. 이는 고강도 콘크

리트 특성상 치 한 조직구성으로 인해 수분이동이

방해를 받기 시작하면서 공극속의 물이 채워지게 된

다. 물이 수증기로 변하면서 물의 도는 현저히 낮

아지게 된다. 물의 압력은 온도에도 비례하지만 물

의 도와도 비례하므로 압력곡선은 2단계에서 보

이는 양상과 같다. 계속된 온도상승이 일어나면 3단

계과정의 CD면과 EF면 사이에 수분응집현상이 최

고조에 이르면서 압력 또한 급격히 상승하게 된다.

3단계에서 계속된 온도상승이 일어나면 4단계과정

에 이르러 콘크리트는 CD면과 EF면 사이에서 급격

하게 상승된 압력으로 인해 콘크리트 폭열이 발생하

게 된다. 폭열 후에는 상승된 압력은 초기와 같은

조건의 압력곡선으로 바뀌게 된다. 5단계는 계속된

(1) 폭열 발생 1단계 (2) 폭열 발생 2단계

(4) 폭열 발생 4단계 (5) 폭열 발생 5단계

그림 1. 폭열발생과정

(3) 폭열 발생 3단계

온도를 통해 연쇄적인 폭열발생을 나타낸 것이다.

계속된 폭열발생 과정을 통해 콘크리트 내부의 철근

이 드러나게 될 것이고 이는 급기야 건물의 붕괴에

까지 이르게 된다.

3. 폭열 메커니즘 해석

3.1 폭열 파괴 추정 과정

수치해석 프로그램인 Matlab 7.1을 사용하여 열

전도해석에 따른 단면의 온도분포를 산정하고 온도

에 따른 비선형 향요소를 결합하여 콘크리트 내부

의 공극압을 산정하여 인장응력을 알아내는 것이 그

목적이다. 해석조건에 있어 가열조건은 표준내화곡

선 및 사용자가 설정한 가열조건을 선택하 고 내부

의 향요소는 BS EN 1992-1-2 : 2004 Part 1-2

에 제시된 값과 실험에 의해 제시된 온도변화에 따

른 비선형 향요소를 고려하여 공극압을 추정하기

위한 수분이동 방정식에 적용하 다. 콘크리트 내부

의 온도분포 해석을 통하여 각 절점의 온도를 파악

하고 결정된 온도를 통해 물의 상변화과정을 고려한

도, 압력, 동적점도를 결정하 다. Matlab 7.1을

이용하여 비선형적 요소를 단순한 수치해석 함수로

치환하여 각 절점이 모두 온도의 함수로 발현되도록

설정할 수 있다. 수분이동방정식은 Ichikawa의 3가

지 방정식을 사용하 으며, 비선형적 향요소는

BS EN 1992-1-2 : 2004 Part 1-2의 함수를 적용

하여 비교하 다.

프로그램 해석순서 및 과정은 다음과 같다.

Technical Research

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

31No.55. 2007. 12

그림 2. 콘크리트 폭열 추정 과정

롯데건설32

3.2 열전도 해석

가열조건은 ISO834화재온도곡선을 기준으로 하

고, 부재단면의 길이 L과 x방향으로의 노드수를 결

정한다. 필요에 따라 그 값의 변화는 가능하다. 다음

은 1면 가열부재인 벽 부재 단면을 나타낸 것이다.

열전달의 유한차분법 표현을 위해 x와 t를 작은 양의

�χ와 �t로 나누어 나타낸다. 위치 x와 시간 t에

한 온도함수 T(χ,t)를 T j로 정의하면 다음 식과 같다.

그림 3. 가열부재의 단면

i

Technical Research

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

33No.55. 2007. 12

온도분포 산정은 위 식의 비정상 열전도 방정식

을 사용하고 열정수는 온도에 따른 선형계수와 비

선형 변수로 적용하여 각각 비교한다.

3.3 수분이동 해석

3.3.1 수분이동 방정식

분이동에 필요한 3가지 방정식을 소개한다. 첫번

째 압력유도 유동 흐름 방정식은 Darcy’s law로

통용되며 압력구배로 인해 높은 압력의 역에서 낮

은 압력의 역으로의 수분이동을 말하는 것이다.

압력 분포함수p(x,t)는 위치와 시간의 함수로 결정

되며 다음 식과 같다.

여기서, k = 콘크리트 투과율(m2), p(x,t)수분의 압력(Pa)

nfw = 자유수의 동적점도 (kg m-1s-1),

pfw = 자유수의 도(kg m-3)

두번째 확산 유동 흐름 방정식은 Fick’s law로

통용되며 수분량구배로 인해 높은 수분집중 역에

서 낮은 수분집중 역으로의 수분이동을 말하는

것이다.

수분량 분포함수 m(x,t) 은 위치와 시간의 함수에

의해 다음 식과 같이 결정된다.

여기서, D = 4 10-9 m2s -1

공극 밖의 Solid에 있던 겔수와 화학적 결합수는

온도가 변화함에 따라 자유수로 유출된다. 따라서

전체 자유수의 도는 겔수와 화학적 결합수의 유입

량을 합한 값이 된다.

여기서, mfw-rel = 유출된 겔수의 질량(kg m-3)

mnw-rel = 유출된 화학적 결합수의 질량(kg m-3)

위 3가지 식을 모두 합하면 다음 식과 같다.

롯데건설34

4. 수분이동 해석결과

4.1. 해석변수

수분이동 해석변수로서 물시멘트(W/C), 단위 수량(kg m-3), 투과율(m2 / s)을 다음과 같이 변수 정리하 다. 이

로써 고강도 콘크리트를 상으로 하면서 각 초기 Input Data에 한 변화양상을 살펴보기 위함이다.

4.2. 수분이동

변 수

비선형 함수

100

200

1×10-16

1×10-18

1×10-20

N

M1

M2

P16

P18

P20

콘크리트 강도를

결정짓는 변수

적용 값 비 고Case

표 1 수분이동 CASE

물시멘트비 (w/c=0.3)

단위수량 = 100kg/m3

투과율

(P16)

투과율

(P18)

투과율

(P20)

단위수량 = 200kg/m3

표 2 수분이동 그래프 (w/c=0.3)

열정수

단위수량

투과율

Technical Research

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

35No.55. 2007. 12

4.3. 수분이동 결과 분석

단위 수량(kg/m3), 투과율(m2/s) 의 변수가 물시

멘트(w/c)=0.3에 해서 수분이동량에 어떤 향을

미치는지 살펴보았다. 해석결과에서 볼 수 있듯이

투과율이 높을수록 이동하는 수분량이 많아지고 투

과율이 작을수록 이동량이 현저히 낮아짐을 알 수

있다. 그리고 투과율이 클수록 시간이 지난 후의 수

분분포양상이 점차 작아지는 추이를 보 다. 단위수

량에 있어서는 그래프의 형태의 변화는 없지만 단

위수량의 초기수분량으로 인해 각 절점에서 포함하

고 있는 수분량이 높게 나타났다.

결과적으로 수분량은 투과율이 높을수록 단위수

량이 작을수록 물시멘트비가 높을수록 많아짐을 알

수 있다.

각 변수들은 서로 연관된 향요소이기 때문에 3

가지 요소 중 어떤 향요소가 더 중요한지는 수분

량에 근거한 도와 압력관계를 살피고 공극의 인

장응력에 한 고찰이 필요하다.

5. 폭열 추정

5.1. 폭열 발생 인장응력 산정

내부압력에 따른 탄성구체내의 방사응력(σr)과 원주응력(σθ)을 구하면, 다음 식과 같다.

는 r=a에서 인장능력이 최 가 되므로 는 다음과 같다.

는 는 수분이동수치해석에서 나타난 상승된

공극압을 나타내는 것이므로 본래 고강도 콘크리트

인장응력을 서로 비교하여 본래의 응력을 넘어선

지점을 찾아 콘크리트의 폭열위치 및 시점, 그리고

온도의 계산이 가능하다. 본래 인장응력(σt) 을 넘어

선 최초 σθ〉σt 인 시점에서 폭열이 발생한다고 가

정했을 때 그 시점의 깊이, 시간, 온도를 추정한 그

래프는 다음과 같다.

롯데건설36

5.2. 폭열 발생 추정 그래프

물시멘트비 (w/c=0.3)

단위수량 = 100kg/m3

투과율

(P16)

투과율

(P18)

투과율

(P20)

단위수량 = 200kg/m3

표 3. 폭열 추정 그래프(w/c=0.3)

6. 결론

본 연구에서 열정수의 온도에 따른 비선형성을

적용한 수분이동해석과 인장응력해석을 통해 투과

율이 가장 폭열발생 가능성을 높이는 향요소 임

을 해석적으로 표현할 수 있었으며, 각 절점에 한

위치. 온도. 시간, 압력형성 범위를 추정할 수 있었

다. 또한 초기 Input data 즉, 모델의 너비, 절점 수

에 한 수정이 가능하며, 모델의 성질 즉, 물시멘

트비, 단위수량, 투과율 등을 프로그래밍 해석 시

입력에 따라 그 모델의 폭열발생이 예상된 위치, 시

간, 온도, 압력을 파악하는 기초자료로서의 활용 가

능성을 확인하 다.

[참고문헌]

1. Ahmed, G.N., Hurst, J.P., 1995. Modeling

the thermal behavior of concrete slabs

subjected to the ASTM E119 standard fire

condition., 125-132.

2. Ahmed, G.N., Hurst, J.P., 1997a. Coupled

Technical Research

화재시고강도콘크리트의수분이동및공극압추정에관한해석적연구

37No.55. 2007. 12

heat and mass transport phenomena in

siliceous aggregate concrete slabs

subjected to fire. Fire Mater. 21, 161-168.

3. Ahmed, G.N., Hurst, J.P., 1997b. An

analytical approach for investigating the

causes of spalling of high-strength

concrete at elevated temperatures.

4. Anderburg, Y. 1997. Spalling phenomena

of HPC and OC. International warkshop

on Fire Performance of High-Strength

Concrete, NIST Special Publication 919

5. Bazant, Z.P., Kaplan, M.F. 1996. Concrete

at high temperature: Material properties

and mathematical models, Longman, U.K

6. Bazant, Z.P., Thonguthai, W., 1978. Pore

pressure and drying of concrete at high

temperature. J. Eng. Mech. Div., Proc.

Am. Soc. Civil Eng. 104, 1059- 1079.

7. Bazant, Z.P., Thonguthai, W., 1979. Pore

pressure in heated concrete walls:

theoretical prediction. Magazine Concr.

Res. 31, 67-76.

8. Blundell, R., Dimond, C. and Browne,

R.G.1976. The properties of concrete

subjected to elevated temperatures,

Technical Note No.9, CIRIA Underwater

Engineering Group, London

9. Chapman, D.A., 1976. A Study of the

Movement of Moisture in and from

Concrete at Elevated and Non-uniform

Temperatures, Ph.D. Thesis. King's

College, University of London.

10. Chapman, D.A., England, G.L., 1977.

Effects of moisture migration on

shrinkage, pore pressure and other

concrete properties. Transactions of the

4th International Conference on

Structural Mechanics in Reactor

Technology, Paper H5/3, San

Francisco.

롯데건설38

기 술 연 구

Heavy Metal Pollution of Deposited RoadParticles in Urban Area1

(도시지역 도로면 퇴적입자의 중금속 오염 특성)

1. Introduction

Deposited road particles (DRPs) which consist of roadside sediments,

soils and dusts are significant sources of toxic contaminants such as heavy metals in the urban

environment. Thus, these DRPs have the potential to provide considerable loadings of toxic

contaminants to receiving waters with changing environment conditions. Heavy metals that

originate from vehicles and/or industrial sources make a significant contribution to pollution of

receiving waters.

In urban systems, it is well known that coarse grain size fractions are more efficiently removed

by street sweeping while fine particles are not. Moreover, heavy metals discharged in the water

environment have a high affinity for fine sediment particles. Therefore, the transport of heavy

metals related DRPs from the roadway surface may be mostly associated with fine particles and

their dynamics.

Heavy metals may derive from many different sources in urban areas. Pb, Cu, Cd and Zn are

good indicators of contamination in road dust because they appear in gasoline, vehicle

components, oil lubricants, industrial and incinerator emissions. Many studies throughout the

world have identified the contents and sources of heavy metals in deposited road particles.

Technical Research

이이 병병 철철 환경팀 리/Ph.D. ([email protected])

1 본고는“2007 한환경공학 추계예술연구발표”논문임

Technical Research

Heavy M

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l Pollu

tion o

f Deposite

d R

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rticle

s in U

rban A

rea

39No.55. 2007. 12

These heavy metals exert both a short-

term toxicity impact characterized by

concentration or activity and a long-term

toxicity impact characterized by mass

accumulation. The purposes of this study are

to evaluate the level, sources and cha-

racteristics of heavy metals in the size

fractions of urban deposited road particles.

2. Materials and methods

Deposited road particles (DRPs) were

collected from 13 heavily traveled roadways in

an urban area, over a period of four months.

The mean traffic density at this sampling site

ranged from 15,648 to 54,175 vehicles/12 hrs

during the study period. The DRP samples

were collected at each sampling site using a

roadway surface cleaning vehicle. After air-

drying in the dark, the samples were sieved

through a 2mm stainless steel sieve to remove

gravel-sized materials, large plant materials and

other debris. The samples of <2mm were sieved

through stainless steel sieves into the following

seven size fractions; <20, 20-53, 53-106, 106-

250, 250-500, 500-1000, 1000-2000 μm.

Initial digestion of dried road particles (1 g)

were performed in acid-cleaned beakers at

room temperature for 15 min with 5 mL of

HNO3, 2.5 mL of H2SO2, and 5 mL of 5%

KMnO4, digestion then followed at 100oC for 2

h with 2.5 mL of 5% K2S2O8 solution.

The suspension was filtered and diluted to

50 mL with 2.5 mL of 10% H2NCONH2 and

about 0.05 mL of 20% HONH3Cl for Hg

analysis. This solution (10 mL) was digested

at 180oC with 0.05 mL of 5% KMnO4 and 0.5

mL of H2SO4 until white smoke from H2SO4

was observed after which it was diluted to

20 mL with 2 mL of HCl and 1 mL of a

mixture of 1M KI and 0.1M TU for Sb analysis.

Additionally, dried road particles (1 g) were

digested in acid-cleaned beakers with 20

mL of HNO3 and 10 mL of HClO4 at 120oC

until 5 mL. The suspension was filtered, and

diluted to 50 mL for analysis of the other

elements except Se and As. After this

solution (20 mL) was digested at 130oC with 1

mL of H2SO4 until white smoke was observed

from H2SO4, the solution was digested at

90oC for 30 min with 2 mL of HCl and

approximately 5 mL of distilled water. The

solution was diluted to 20 mL for Se analysis,

and then this diluted solution (5 mL) was

diluted further to 20 mL with 1.5 mL of HCl

and a 1 mL mixture of 1M KI and 0.1M TU for

As analysis.

The solutions obtained from the sample

digestions were analyzed by: (1) Hydride

Generation Atomic Absorption Spectrometry

(HG-AAS), (2) Cold Vapor Atomic Ab-

sorption Spectrometry (CV-AAS), and (3)

Inductively Coupled Plasma Mass Spe-

ctrometry (ICP-MS) and Inductively Coupled

Plasma Atomic Emission Spe-ctrometry

(ICP-AES).

롯데건설40

Elements <20 μm 20-53 μm 53-106 μm 106-250 μm 250-500 μm 500-1000 μm 1000-2000 μm

Table 1. The mean concentrations of 23 elements with standard deviations in each sizefraction of deposited road particles

3. Results and discussions

3.1 Element concentrations in the

deposited road particles

The mean concentrations of 23 metals

(i.e., Al, Ca, Fe, K, Mg, Na, Sb, As, Ba,

Be, Cd, Cr, Co, Cu, Pb, Mn, Hg, Mo, Ni,

Se, Ti, V and Zn) with standard deviations

in each size fraction of deposited road

particles are shown in Table 1. The mean

concentrations of 6 crust elements (i.e.,

Al, Ca, Fe, K, Mg and Na) and 17

anthropogenic elements (i.e., Sb, As, Ba,

Be, Cd, Cr, Co, Cu, Pb, Mn, Hg, Mo, Ni,

Se, Ti, V and Zn) accounted for about

96.6 ~ 98.4% and about 1.6 ~ 3.4% of

the total metal concentration in the dif-

ference size fractions of deposited road

particles, respectively. The total anthro-

pogenic element concentration was app-

roximately three times higher for the

smallest size fraction of <20 μm than for

the largest size fraction of 1000-2000 μm.

For each anthropogenic element, mean

concentrations in the size fraction <53 μm

of the deposited road particles were

about 38.2 ~ 62.4% of the sum of all size

fractions; 62.4% for Hg > 53.2% for Sb >

50.7% for Pb, 50.5% for Be, 50.1% for Cd

> 48.9% for Zn > 46.1% for Ni, 45.8% for

As, 45.7% for Co > 44.0% for Se, 43.5%

for Mo > 42.6% for V, 42.6% for Ba, 42.5%

for Mn, 42.0% for Ti > 40.5% for Cu >

38.2% for Cr.

Biggins and Harrison (1980) reported

that deposited road particles contained a

Pb concentration of 30% in the size

fraction <63 μm, 18% in the size fraction

125-250 μm, 14% in the size fraction 250-

500 μm(11). Ellis and Revitt (1982) reported

that street sweeping is particularly

efficient in removing metals associated

with particle sizes greater than 250 μm(12).

These indicate increase of the fine

particles (associated high metal con-

centrations) remaining on the roadway

surface. In this study, therefore, the heavy

metals in the size fractions of both <20 μm

and <53 μm are very important because it

is significantly difficult to remove these

finer deposited road particles by street

sweeping. Moreover, these fractions are

contaminants that are preferentially

transported during storm events.

Crust Elements (mg/g)

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41No.55. 2007. 12

Al 21.33(7.66) 16.11(4.29) 12.05(2.70) 9.74(2.12) 8.75(2.56) 8.94(2.61) 9.27(2.41)

Ca 28.52(5.91) 26.57(5.91) 23.45(6.53) 21.11(7.87) 17.56(8.38) 16.26(10.68) 16.31(11.9)

Fe 36.61(10.1) 31.63(9.99) 27.51(10.21) 25.51(9.69) 26.31(13.23) 33.07(22.54) 29.55(15.53)

K 2.74(0.44) 2.22(0.33) 1.86(0.38) 1.72(0.37) 1.71(0.41) 1.98(0.39) 2.09(0.62)

Mg 5.65(0.79) 4.77(0.52) 3.82(0.49) 3.35(0.68) 3.47(0.80) 3.85(0.83) 4.00(0.56)

Na 0.38(0.16) 0.35(0.19) 0.22(0.06) 0.17(0.03) 0.15(0.04) 0.13(0.04) 0.11(0.06)

Sum 95.2 81.7 68.9 61.6 57.9 64.2 61.3

Sb 4.52(2.1) 3.01(1.69) 2.33 (1.25) 2.04 (1.29) 1.23(0.84) 0.62(0.42) 0.39(0.25)

As 20.6(4.9) 17.6(4.4) 15.3(6.7) 12.3(10.9) 7.64(3.51) 6.52(4.92) 3.47(1.33)

Ba 142(24) 111(24) 86.2(21.9) 83.4(37.1) 82.6(52.0) 57.9(43.1) 30.8(13.4)

Be 0.74(0.19) 0.55(0.11) 0.39(0.08) 0.28(0.05) 0.23(0.05) 0.21(0.06) 0.16(0.03)

Cd 0.89(0.29) 0.74(0.28) 0.58(0.26) 0.32(0.10) 0.38(0.52) 0.21(0.20) 0.15(0.11)

Cr 71.0(27.7) 65.6(35.0) 51.9(31.5) 41.4(21.7) 33.9(16.1) 67.4(77.4) 26.8(26.6)

Co 15.5(2.8) 12.8(1.9) 9.07(1.46) 7.10(1.41) 6.26(1.68) 6.18(1.84) 5.07(1.29)

Cu 192(104) 172(109) 132(80) 163(116) 146(214) 54.2(37.6) 37.7(51.8)

Pb 118(51) 96.5 (49.1) 73.2 (34.4) 55.2 (32.3) 44.3 (44.4) 18.1 (10.4) 17.8 (27.0)

Mn 770(182) 681(217) 515(144) 405(107) 349(106) 376(126) 320(131)

Hg 0.168(0.07) 0.127(0.07) 0.076(0.06) 0.05(0.035) 0.025(0.021) 0.02(0.024) 0.007(0.004)

Mo 4.94(2.73) 3.75(2.59) 2.76(2.00) 1.97(1.35) 2.16(1.58) 3.37(6.05) 1.02(1.19)

Ni 49.8(16.9) 52.6(42.3) 31.1(15.7) 24.8(11.7) 21.2(9.4) 27.5(36.4) 15(6.8)

Se 0.14(0.06) 0.14(0.05) 0.13(0.08) 0.09(0.04) 0.06(0.03) 0.05(0.03) 0.03(0.01)

Ti 907(225) 759(185) 589(166) 494(156) 425(184) 402(187) 385(129)

V 60.4(14.4) 48.9(10.3) 37.1(9.4) 30.7(8.3) 26.8(9.4) 27.7(11.3) 24.7(7.4)

Zn 1018(557) 835(509) 664(421) 505(291) 350(249) 263(331) 153(172)

Sum 3376 2859 2210 1826 1497 1311 1022

Anthropogenic Elements (μg/g)

Total (μg/g) 98604 84520 71121 63432 59445 65543 62347

Mean concentration ranges of unpolluted soils: Cd (0.37-0.78), Cr (12-83), Cu (13-24), Pb (22-44),

Ni (12-34), Zn (45-100), Mn (270-525), Sb (0.3-0.9), V (18-67), Co (4.5-12), Hg (0.05-0.1).

롯데건설42

3.2 Enrichment factors (EFs) and

pollution load index (PLI)

Enrichment factors (EFs) are used to

quantify the degree of pollution of

deposited road particles with respect to

background values. Anthropogenic ele-

ment enrichment factors are ratios of the

concentrations of each anthropogenic

element in the deposited road particles

(Celement) to the baseline or background

value (Cbackground):

EF = Celement / Cbackground

Enrichment factor (EF) > 1 indicates en-

richment relative to the background value

while enrichment factor (EF) < 1 reflects

depletion.

The EF values in each size fraction of

deposited road particles are shown in

Table 2. The EF values generally in-

creased with decreasing size fractions of

deposited road particles. The EFs were

more than 1 for all anthropogenic elements

in the size fractions of <20 μm and <53 μm;

14.1 and 11.5 for Zn > 10.4 and 9.3 for Cu >

7.5 and 5.0 for Sb > 3.6 and 2.9 for Pb >

2.24 and 1.70 for Hg, 2.17 and 2.29 for Ni>

1.94 and 1.71 for Mn, 1.88 and 1.55 for Co

> 1.55 and 1.29 for Cd, 1.50 and 1.38 for

Cr, 1.42 and 1.15 for V, respectively. The

Zn and Cu had high EF values confirming

an important role for anthropogenic

pollution. It was previously observed that

the deposited road particles contained

much higher Zn and Cu concentrations in

all size fractions when they were

compared to unpolluted soils. However, for

Cd, Cr, Co, Mn and V, the EF values in all

size fractions were less than 1 or low

values. This may indicate a natural source

for these elements in the deposited road

particles.

The degree and the effects of anthro-

pogenic elements pollution in the polluted

soils were estimated using the Pollution

Load Index. This index is based on the

values of the enrichment factors (EFs) of

each element in the deposited road

particles. Thus, the Pollution Load Index

(PLI) is calculated as the nth root of the

product of the nEF:

PLI =

The PLI provides a simple, comparative

means for assessing the level of anth-

ropogenic elements pollution. Values of PLI

= 1 indicate anthropogenic element loads

close to the background level, and values

above 1 indicate pollution. This PLI values in

each size fraction of deposited road

particles are also shown in Table 2. The PLI

values were more than 1 in the size

fractions less than 500 μm; 3.07 for < 20 μm,

2.58 for <53 μm, 1.88 for <106 μm, 1.48 for

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43No.55. 2007. 12

3.3 Normalization of anthropogenic

elements

Table 3 shows the correlations between

the total concentrations and normalized

total concentrations (by Al and Fe) for

each anthropogenic element in the

deposited road particles. The strong

correlations (R2 > 0.5) in both Al-

normalized and Fe-normalized were

observed for Sb, As, Cd, Cr, Cu, Pb, Hg,

Mo, Ni, Se and Zn. Ba (R2 = 0.49) and Be

(R2= 0.67) also had good correlations in

Al-normalized and Fe-normalized,

respectively. Although con-centrations of

four elements (Co, Mn, Ti and V) were not

well correlated with Al-normalized, these

elements had a weak correlation (R2 >

0.35) in the Fe-normalized. Therefore,

these results suggest that the normalization

based on both Al and Fe can be used to

<250 μm, 1.18 for <500 μm, while the PLI

values were less than 1 in the size fractions

greater than 500 μm. This indicates that the

deposited road particles in the size fractions

of less than 500 μm were mainly polluted by

anthropogenic elements.

Elements <20 μm 20-53 μm 53-106 μm 106-250 μm 250-500 μm 500-1000 μm 1000-2000 μm

Table 2. EFs and PLI values in each size fraction of deposited road particles

PLI 3.07 2.58 1.88 1.48 1.18 0.93 0.61

Sb 7.54 5.01 3.88 3.39 2.06 1.03 0.66

Cd 1.55 1.29 1.00 0.55 0.66 0.37 0.26

Cr 1.50 1.38 1.09 0.87 0.71 1.42 0.56

Co 1.88 1.55 1.10 0.86 0.76 0.75 0.61

Cu 10.37 9.27 7.14 8.79 7.90 2.93 2.04

Pb 3.59 2.92 2.22 1.67 1.34 0.55 0.54

Mn 1.94 1.71 1.29 1.02 0.88 0.95 0.81

Hg 2.24 1.70 1.02 0.66 0.33 0.26 0.10

Ni 2.17 2.29 1.35 1.08 0.92 1.20 0.65

V 1.42 1.15 0.87 0.72 0.63 0.65 0.58

Zn 14.05 11.51 9.15 6.96 4.83 3.63 2.12

롯데건설44

Element Al-normalized ([M]/Al x 100) Fe-normalized ([M]/Fe x 100)

Sb 0.7686 0.7367

As 0.6299 0.6959

Ba 0.4934 0.3524

Be 0.4207 0.6657

Cd 0.6942 0.6954

Cr 0.7886 0.5807

Co 0.2163 0.382

Cu 0.8068 0.6545

Fe 0.6217 -

Pb 0.7629 0.7316

Al - 0.4938

Mn 0.2257 0.3584

Hg 0.8151 0.8515

Mo 0.8618 0.6661

Ni 0.703 0.724

Se 0.6345 0.7272

Ti 0.1342 0.4485

V 0.0877 0.3615

Zn 0.7582 0.7563

estimate the anthropogenic elements of Sb,

As, Cd, Cr, Cu, Pb, Hg, Mo, Ni, Se and Zn

concentrations in the deposited road

particle sediments. However, the nor-

malization by Al for four other elements

(Co, Mn, Ti and V) could not be reco-

mmended in the deposited road particles

in this study.

Table 3. Correlations (R2) between the total concentrations and normalized total concentrations(by Al and Fe) for each anthropogenic element in the deposited road particles

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45No.55. 2007. 12

4. Conclusions

There was a substantial enrichment in

concentration of the studied anthropogenic

elements (excluding Cr and V) in de-

posited road particles as compared to the

unpolluted soils investigated from thro-

ughout the world. Particularly, for the all

size fractions of deposited road particles,

the mean concentrations of Cu and Zn

were higher than their ranges in

unpolluted soils. For each anthropogenic

element, the mean concentrations in the

fine size fraction <53 μm of the deposited

road particles were about 38.2 ~ 62.4% of

the sum of all size fractions.

Based on the PLI values, the road

deposited particles in the size fraction

<500 μm were mainly polluted by anth-

ropogenic elements. The normalization by

Al and Fe was applicable to estimate the

anthropogenic elements (Sb, As, Cd, Cr,

Cu, Pb, Hg, Mo, Ni, Se and Zn) in the

deposited road particles. Al-normalized

could be used effectively to estimate

anthropogenic pollution of Zn, Pb, Sb, Mo

and Cd in deposited road particles as

compared to the Fe-normalized.

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Technical Research

연약지반상에시공된기성말뚝의부주면마찰력에

한사례연구

47No.55. 2007. 12

기 술 연 구

연약지반상에시공된기성말뚝의부주면마찰력에 한사례연구

1. 서 론

본 연구 상 부지는 낙동강 하구언에 위치하며, 상부와 하부의 연약 점토층을

포함하여 약 GL(-)50.0m까지 연약지반이 분포되어 있는 지반으로 1992년부터 1997년까지 해안 매립공

사를 통해 형성된 부지이다. 본 연구는 부지내 아파트 공사 현장내에서 수행된 Pile 시험으로 심도 연

약점토층에 시공된 기성말뚝의 부주면 마찰력 크기를 실측하여 이를 이용한 설계를 수행하 으며 부주면

마찰력의 책공법으로 적용된 SL 도포의 유무에 따른 차이, Pile재질(Concrete Pile, Steel Pile)에 따

른 분석을 수행하 다. 본 연구성과는 현장 실시공전에 수행된 시험시공 결과를 활용하여 가장 안전하고

경제적인 기초 공법을 선정한 사례로 국내 연약지반상에 시공된 Pile기초의 설계와 시공에 필요한 지반

공학적인 자료로 제시하고자 한다.

2. 연약지반상에 시공된 Pile의 부주면 마찰력

연약지반상에 시공된 Pile의 부주면 마찰력에 해서는 발생유무 및 크기에 해 여러 이견이 있으나 압

침하의 가능성이 있는 지반에 시공된 Pile 구조물에서는 부주면 마찰력을 고려하여 설계하여야 한다.(지반공

학회, 2003) 국내의 경우, 현장에서 시험된 자료가 부족하므로 경험식을 이용하여 중립점을 가정

(0.8H~1.0H)하고 Pile 주면에 작용하는 부주면 마찰력에 해서는 Pile과 지반과의 마찰력 또는 임의깊이에

서의 유효수직응력을 적용하여 부주면 마찰력을 가정하여 설계를 진행한다. 따라서, 경험값 적용에 따른 안전

Technical Research

이이석석진진∙∙양양희희정정∙∙이이준준호호 기술연구소 토목연구 담당

([email protected] , [email protected] ,[email protected])

롯데건설48

율 증가가 불가피하므로 실제 시험을 진행할 경우에

비해 큰 안전율을 적용한다.

3. 현장 시험시공 Pile의 부주면

마찰력 측정

본 연구에서는 연약지반상에 시공된 Pile의 부주

면 마찰력 발휘특성의 실제 검증을 위해 Pile이 시

공될 지반에 시험 Pile을 시공하고 약 320여일 동일

부주면 마찰력 발생을 계측하여 분석을 수행하 다.

3.1 현장 지반조건

상지반은 최상부 매립층 및 모래층이 약 14m

층후로 분포하고 상부 연약 점토층(N=0~8)이 약

20m의 층후로 분포하고 있으며. 그 하부로 중간모

래층, 하부점토층 및 사질토, 모래 자갈층으로 구성

되어 있다. 지지층으로 이용이 가능한 자갈층은

GL-55m 이하에서 확인되었으며 시험 PHC Pile은

중간 모래층, Steel Pile은 모래자갈층에 근입되도

록 항타 시공하 다. 현장 지반조사(CPT, 소산시험)

결과에 의하면 상부에 분포하는 연약점토층은 매립

하중에 의한 압 침하가 현재 진행중에 있는 것으로

판단되어 Pile 시공후 실제 발생 가능한 부주면 마

찰력의 크기를 실측하여 Pile 설계시 적용하고자 하

다.

3.2 시험 Pile의 제작

시험에 사용된 PHC Pile(φ600)은 공장제작시 전

기저항식 센서를 철근망에 기 설치한후 양생을 거쳐

Pile 안에서 센서가 작동하도록 제작하 으며 강관

Pile(φ609)은 기 제작된 강관 Pile 표면에 센서를

부착한 후 외부 보호 Cover를 설치하여 항타시 센

서가 보호되도록 처리하 다. 부주면 마찰력 측정이

시행된 Pile은 총 3본으로 PHC Pile SL 무처리 1

본 35m, 강관 Pile 2본(SL 무처리, 처리) 57m를 적

용하여 시험을 수행하 다. 부주면 마찰력 방지공으

로는 역청재인 SL 도포를 하여 발생되는 부주면 마

찰력이 저감되도록 하 다.

3.3 시험 Pile의 현장시공 및 계측진행

Pile의 배치는 재하시험시 반력으로 사용된 강관

Pile(φ600)을 CTC 4.0m 간격으로 시공하고 그 중

심에 시험 Pile을 배치하 다. 시험기간의 단축을

위해 Pile 주변지반의 연약지반 처리(PBD 시공)를

한 후 약 5.0m의 성토를 하여 압 침하가 조기에

발생되도록 하여 측정기간내에 부주면 마찰력이 발

생하도록 하 다. 현장 계측은 시험초기 일일계측을

2주정도 진행한 후 이후 3개월은 1주~2주 간격으

로, 이후 1개월 간격으로 측정을 지속하여 시간변화

에 따른 부주면 마찰력 특성을 지속 계측하 다. 계

측기간은 Pile 시공후 약 320일 동안 진행되었으며

그림1. PHC Pile, 강관 Pile에 센서 설치

Technical Research

연약지반상에시공된기성말뚝의부주면마찰력에

한사례연구

49No.55. 2007. 12

이후 계측은 현장공사 진행상 수행되지 못하 다.

3.4 장기계측결과

현장계측은 PHC Pile, 강관 Pile에 각 계측단면

별로 계측을 진행(PHC Pile 4단면 6심도, 강관

Pile 2단면 8심도)하 다. 계측기간내에 현장침하는

층별침하계 기준 GL-13.0m(상부 점성토 상단)에서

약 41cm 가 발생하 으며 간극수압의 소산은 상부

점토층 중심부에 약 63%가 진행된 것으로 판단되

었다. 침하의 경향은 지표면에 가까울수록 증가하

으며 간극수압은 점성토층 상하단에서 정수압상태

까지 저하되었다.

각 시험 Pile에서 측정된 깊이 및 센서별 부주면

마찰력 측정결과는 다음과 같다.

그림 2. PHC Pile(SL 무처리, No2)에 한 깊이별, 각 센서별 부주면 마찰력 계측결과

그림 3. 강관 Pile(SL 무처리 No3 , SL 도포 No4)의 부주면 마찰력 계측결과

롯데건설50

4. 부주면 마찰력 계측결과에

한 분석

4.1 SL 도포 유무에 따른 부주면 마찰력

발휘 특성

강관 Pile의 SL 도포 유무에 따른 비교를 하면

NO.3 Test Pile(SL 미도포)의 NFmax 는 173ton과

NO.4 Test Pile(SL 도포)의 NFmax 33.9ton을 비

교하면 (모두 선단폐색) NO.4 SL처리 Pile의 부주

면 마찰력 크기가 NO.3 Pile의 약20%로 80%의

저감효과가 있는 것으로 볼 수 있다. 문헌자료에 의

하면 SL 도포로 인한 저감효과를 80~90% 의 효

과가 있는 것으로 보고되고 있고 현재 발생된 부주

면 마찰력이 최종 완료된 값은 아니므로 최소 80%

의 저감효과가 확인된 것으로 판단된다. SL 도포를

수행한 Pile의 경우, SL 미도포구간(Pile 연결부 및

모래층 구간)의 향으로 계산값은 비 선형적인 결

과를 보 으나 실제 계측결과는 초기 비선형적인 결

과에서 점차 원곡선 형태로 변화하는 형태를 보

다. 중립점의 경우 관련문헌에는 0.6~0.9의 값이

현장시험 결과로 제시되어 있는데, 본 시험결과에서

는 중립점의 위치가 NO.2, NO.4 Pile의 경우는

0.89와 0.9, NO 3Pile은 0.77로 나타났다. 시험결

과로만 볼 때 중립점 위치는 0.8~0.9의 위치를 중

립점으로 잡는 기존 설계방안은 타당한 것으로 판단

된다. 단, 시험결과로 볼때 각 Pile별 중립점 위치에

차이가 있으므로 실제 설계시에는 안전측 적용이 필

요할 것으로 판단된다.

4.2 Pile별 부주면 마찰력 발휘특성

계측자료를 볼 때 동일한 무처리 Pile인 PHC

Pile과 Steel Pile의 부주면 마찰력 값이 차이가 있

는 것으로 나타났다. NO.2 PHC Pile 과 NO.3

Steel Pile은 Pile의 직경은 거의 동일(주면장은

NO.3이 1.6%큼)하나 시험에서 얻어진 부 주면마찰

력의 최 치는 큰 차이를 보이고 있어 그 원인에

한 분석을 수행하 다.

시험 Pile의 갯수 부족으로 정학한 원인을 파악하

는데는 한계가 있으므로 현장 data 분석 및 참고문

헌의 조사로부터 가능성 있는 원인을 다음과 같이

제시하 다.

① Pile의 지지심도 및 Pile길이의 차이

Pile 선단이 위치한 지반 조건이 상호 다르므로

선단지지 차이에 따른 변화가 발생할 수 있다.

② 변형율 게이지의 부착방법 차이

NO.2 PHC Pile 에서는 Pile제작시 철근망에

변형율 게이지을 설치한 후 콘크리트를 타설하

고, NO.3 Steel Pile에서는 강관Pile 바깥면

에 변형율 게이지을 설치한 후 변형율 게이지

를 보호하기 위하여［-형강을 변형율 게이지

바깥에 부착하 다. 따라서, Steel Pile의 경우,

계측기가 설치된 부분이 원지반으로부터 일부

이격되어 있으므로 차이가 발생할 수 있다.

③ Pile의 재질의 차이

구조물기초 설계기준(2003) 에는 재질에 따른

부주면 마찰력 차이에 한 구분은 되어있지

않고 외국의 설계기준도 재질에 따른 차이에

해 명확히 기술되어 있지 않다. Pile 면의 차

이에 따른 부주면 마찰력 차이가 발생할 가능

성이 있는 것으로 판단된다.

④ Pile선단 처리방법에 따른 차이

상기에 제시한 방법중 가장 가능성이 있는 것

Technical Research

연약지반상에시공된기성말뚝의부주면마찰력에

한사례연구

51No.55. 2007. 12

으로 추정되는 원인으로 NO.2 PHC Pile 선단

은 폐색 되어있는 반면 NO.3 Steel Pile은 선

단이 개방되어 있다. 일본에서 수행된 유사시

험 결과(1969)를 보면 선단개방 Pile의 주면마

찰력은 선단 폐색 조건의 Pile에 비해 작은 값

을 나타내며, 그 비율은 약0.6으로 제시되어

있어 본 시험 결과에서도 이에 한 차이가 있

었을 것으로 판단된다.

5. 결론

심도 연약점토층에 시공된 기성말뚝의 부주면

마찰력의 크기를 실측하고 SL 도포의 유무에 다른

차이, Pile재질(Concrete Pile, Steel Pile)에 따른

분석을 수행한 결과는 다음과 같다.

① 부주면 마찰력이 발생할 수 있는 지반상에 시

험 Pile을 시공하여 약 320여일동일 SL 도포

여부에 따른 비교 계측을 수행한 결과 SL 도

포 Pile이 최소 80% 이상의 부주면 마찰력 저

감효과가 있는 것으로 확인되었다.

② 시험 Pile의 중립점 위치는 0.77~0.9로 확

인되어 설계시 적용하는 중립점 위치기준인

0.8~0.9(모래자갈층에 지지)는 타당한 것

으로 판단되었다.

③ PHC Pile과 Steel Pile에 작용하는 부주면

마찰력에 한 측정결과 두 Pile 사이에 차

이가 있는 것으로 나타났으며 이에 한 원

인으로 시공깊이, 센서 부착방법, 재질, 선단

폐색 여부를 제시하 다.

④ 본 시험은 현장시험 결과를 통해 기성말뚝에

작용하는 부주면 마찰력에 한 현장시험을 진

행한 결과로 실제 현장 시험시 발생하는 여러

문제를 경험할 수 있었다. 향후 이와같은 현장

시험 data가 많이 확보되어 본 논문에서 제시

한 각 원인에 한 명확한 해가 추가 제시되기

를 기 한다.

[참고문헌]

1. 지반공학회(2002), 지반공학 시리즈 4 "깊은기

초“, pp. 510-525

2. 지반공학회(2003), “구조물 기초 설계 기준”,

pp. 309-312

3. 日本土質基礎工學 ライブラリ-6(1969) "鋼グイ

硏究委員會報告" pp. 271-316

4. 岡部達郞他(1971)“國鐵武 野操車場におけるネ

ガティブフリクションの實驗” 土木學會誌

VOL56. pp. 41-47

5. 石神公一他 (1975)“NF測定結果に對する考察”

第10回 土質工學 硏究發表會 pp. 509-512

6. 日本土質工學會(1978) “實施例に見る構造物基

礎に對する考察(設計, 施工上の諸問題)”土質基

礎工學 ライブラリ-14 pp. 78-96

7. 日本建築學會(2001) “建築基礎構造設計指針”

pp. 256-259

* 본 논문은 2007년 10월 한토목학회 학술 발

표회에서 동일내용으로 발표되었던 내용을 재

편집한 것 입니다.

롯데건설52

기 술 연 구

재하시험을통한강관말뚝지지력평가에 한연구

1. 서 론

말뚝기초의 지지력 예측방법으로는 실내 역학실험 결과들을 이용한 정역학적 방

법, 말뚝재하시험에 의한 방법, 현장 원위치시험 결과에 의한 방법, 파동방정식에 기초한 방법, 항타공식 등

동역하적 방법, 해석용 프로그램에 의한 방법, 수치적 기법에 의한 방법 등을 들 수 있다. 이 방법들 중에서

말뚝재하시험에 의한 예측방법이 가장 신뢰성이 높은 것으로 알려져 있으며 현재 국내에서는 말뚝기초의 지

지력을 확인하기 위하여 말뚝재하시험의 수행이 증가하고 있으며 현장에 적용할 수 있는 가장 경제적인 설계

를 위하여 정확한 지지력 추정의 필요성이 증 되고 있다.

말뚝기초의 지지력을 합리적으로 추정하기 위하여 강관말뚝기초에 하여 압축재하시험으로 말뚝의

축방향지지력을 확인하여 시공에 필요한 자료를 제공하여 가장 경제적인 설계를 하기 위함을 목적으로

하 다.

2. 말뚝재하시험

2.1 연구 상 지역 Ⅰ

본 연구의 말뚝시험 상 지역은 지반조사결과 상부로부터 매립층, 퇴적층, 풍화토층, 풍화암층으로 구성되

어 있다. 시험 말뚝의 재원은 강관말뚝(�508mm)으로 시공방법은 케이싱 + T4 천공 후 시멘트 크주입을

하 으며 가압장치는 계획 최 하중의 200%(180tonf) 이상의 가압을 위하여 시험말뚝의 침하 및 재하장치의

Technical Research

김김 판판 길길 부산지하철326공구 반송선현장 과장 ( [email protected] )

Technical Research

재하시험을통한강관말뚝지지력평가에

한연구

53No.55. 2007. 12

2.2 연구 상 지역 Ⅱ

다 항 배후도로 덕천IC-삼락IC간 지반조사보고서

(2003년 6월, (주)지엔아이)에 의하면 교각 P26과

P27 사이에 분포하는 지층분포는 수심 하부에서부터

퇴적층→풍화토→풍화암→연암 순으로 분포하는 것

으로 나타난다. 말뚝시공시의 말뚝 근입깊이와 어스앵

커 시공시의 천공 및 굴진상태 등으로 지층분포상태

를 평가해보면 상부에서부터 느슨한 매립층(0~4m),

퇴적층(4~6m), 풍화토(6~15m), 풍화암(15~18m), 그

하부에 연암이 분포하는 것으로 판단된다.

3 압축 정재하시험 분석결과

3.1 연구 상Ⅰ지역압축정재하시험결과

압축 정재하시험 결과, 설계하중단계(90tonf)에서

변형에 따라 가압능력이 변하지 않는 유압 Jack을

사용하 으며 본 시험에는 500tonf을 사용하 다.

또한, 하중전이를 측정하기 위해서 시험하중의 계측

장치는 500tonf 용량의 전기저항식 하중계를 사용

하고 변위계측장치로는 LVDT(1/100, 50mm)를 사

용하 으며, 측점 수는 시험말뚝에 직교되는 축으로

2개를 부착하 다. 하중재하 방법은 급속재하시험법

으로 재하 4 Cycle, 최 시험하중은 설계하중의 2

배 이상으로 8단계를 실시하 으며 말뚝재하하중

측정 및 말뚝연직변위를 측정하 다.

말뚝종류

강관말뚝

(∅508, t=12mm)2.5tonf

케이싱+T4 천공 후

시멘트 크주입

82.186 tonf/본

82.186 tonf/본

Test No 1 : P18-13

Test No 2 : P23-13

시공방법 설계하중 비 고사용

해머

표 1. 시험말뚝 및 시공 장비 제원

말뚝 규격

설계 지지력

시험 말뚝 위치

말뚝재료 : SPS 400

말뚝외경 : 508mm

두 께 : 12mm

말뚝시공길이 : 21.0m(14m+7m)

시험말뚝길이 : 15.5m

상시 79.801 ton

지진시 119.702 ton

PIER 26~PIER 27 사이

말뚝 종류 강관 말뚝

표 2. 시험말뚝의 제원

말뚝시공방법

시험말뚝 시공일자

낙하고

최종관입량

7 ton 유압해머로 직항타 시공

2004, 4, 2~2004, 4, 4

0.7 m

1.8 mm

구 분 시험내용

표 3. 연구 상 지역 Ⅰ의 측정간격 및 단계별 하중

처녀하중

제하하중

0 하중

측정

간격

단계별 하중

(tonf)

비 고

�0, 1, 2, 3, 4, 5, 10, 15 min

�0, 1, 2, 3, 4, 5 min

�0, 1, 2, 3, 4, 5, 10, 15 min

�1 Cycle : 25%→50%→0%

�2 Cycle : 75%→100%→0%

�3 Cycle : 125%→150%→0%

�4 Cycle : 175%→200%→0%

�재하 Cycle 수 : 4 Cycle

�최 시험하중 : 설계하중의2배이상 (8단계)

�측정 항목 - 말뚝재하하중 측정

- 말뚝연직변위 측정

구 분 내 용

표 4. 연구 상 지역 Ⅱ의 시험말뚝의 재하하중과 시간

처녀하중

제하하중

최종0하중

측정

간격

사이클

및

단계별 하중

(ton)

�0, 2, 4, 6, 8, 10, 20, 30, 40, 50, 60 min.

�0, 2, 4, 6, 8, 10, 20 min.

�0, 2, 4, 6, 8, 10, 20, 30, 40, 50, 60 min.

1 Cycle : 0→50→100→50→0

2 Cycle : 0→100→150→200→150→100→0

3 Cycle : 0→100→200→250→300→200→100→0

4 Cycle : 0→100→200→300→350→400→200→0

5 Cycle : 0→200→400→450→500→400→200→0

6 Cycle : 0→200→400→500→550→600→400→200→0

7 Cycle : 0→200→400→600→650→700→600→400→200→0

8 Cycle : 0→200→400→600→700→750→800→600→400→200→0

롯데건설54

의 침하량은 Test No. 1은 2.27mm, Test No. 2는

1.33mm로 측정되었으며, 최 시험하중단계

(180tonf)에서의 침하량은 Test No. 1은 4.59mm,

Test No. 2는 2.71mm 이었다. 한편, 하중제거 후

잔류침하량은 Test No. 1은 1.31mm, Test No. 2는

0.67mm로 측정되었다.

(a) 하중 - 시간 그래프 (c) 하중 - 탄성 및 잔류침하량 그래프

그림 1. Test No. 1(P18-13)번의 압축 재하시험 결과

그림 2. Test No. 2(P23-13)번의 압축 재하시험 결과

(a) 하중 - 시간 그래프 (c) 하중 - 탄성 및 잔류침하량 그래프

(b) 침하량 - 시간 그래프 (d) 하중 - 침하량 그래프

(b) 침하량 - 시간 그래프 (d) 하중 - 침하량 그래프

Technical Research

재하시험을통한강관말뚝지지력평가에

한연구

55No.55. 2007. 12

3.2 연구 상 Ⅱ지역 압축 정재하시험

결과

측정된 하중-침하량의 관계에서 재하하중 300ton

까지는 하중-침하량 그래프가 직선적인 경향을 나타

내었으며 그 이후의 재하하중부터 침하량이 증가하

기 시작하여 5사이클 500ton에서 22.91mm가 발생

되었다. 6사이클 550ton에서 말뚝두부의 침하량이

크게 증가하 으며 재하 후 50분 이후에 말뚝이 좌

굴되면서 하중 유지가 불가능하 고 설치된 변위계

도 이탈하여 재하시험을 종료하 다.

Test No. Pile No.전침하량

(mm)

탄성침하량

(mm)

순(잔류)침하량

(mm)

1 P18-13 4.59 3.28 1.31

2 P23-13 2.71 2.04 0.67

표 5. 압축 재하시험 결과

그림 3. 연구 상 Ⅱ지역의 하중-침하-시간 곡선

롯데건설56

3.3 항복하중(Py) 및 극한하중(Pu) 분석 결과

연구 상 Ⅰ지역의 분석결과는 다음과 같다.

하중 (ton)

50 2.03 0.11

100 3.73 0.32

150 5.62 0.59

200 7.5 0.9

250 9.37 1.23

300 11.43 1.68

350 13.98 2.97

400 17.22 3.91

450 19.05 2.81

500 22.91 3.41

550 (재하후 50분) 29.52 5.49

말뚝두부 침하량 (mm) 말뚝선단 침하량 (mm)

�압축 정재하시험의 하중-말뚝수직변위

는 거의 선형적으로 항복하중이 확인되

지 않아 시험최 하중을 항복하중으로

간주하여 허용지지력을 평가한 결과, 최

압축하중에 한 허용지지력은

90tonf 이상으로 나타난다.

표 6. 압축 정재하시험 결과 정리

그림 4. Test No. 1(P18-13)번 항복하중 분석결과

(a) P-S 그래프 (c) S-log T 그래프 (e) Davisson 분석그래프

(b) log P-log S 그래프 (d) P - ΔS/Δ(log t) 그래프 (f) 분석결과

Technical Research

재하시험을통한강관말뚝지지력평가에

한연구

57No.55. 2007. 12

연구 상 Ⅱ지역의 분석결과는 다음과 같다.

그림 5. Test No. 2(P23-13)번 항복하중 분석결과

(a) P-S 그래프 (c) S-log T 그래프 (e) Davisson 분석그래프

(b) log P-log S 그래프 (d) P - ΔS/Δ(log t) 그래프 (f) 분석결과

그림 6. 연구 상Ⅱ 지역 항복하중 분석 결과

(a) P-S 그래프 (c) S-log T 그래프 (e) Davisson 분석그래프

(b) log P-log S 그래프 (d) P - ΔS/Δ(log t) 그래프 (f) 분석결과

�압축 정재하시험의 하중-말뚝수직변위

는 거의 선형적으로 항복하중이 확인되

지 않아 시험최 하중을 항복하중으로

간주하여 허용지지력을 평가한 결과, 최

압축하중에 한 허용지지력은

90tonf 이상으로 나타난다.

�시험말뚝의 항복하중을 평가하기 위해

서 본 재하시험에서 측정한 하중(P) 침

하(S) 자료를 이용해서 P-S 곡선, log

P-log S 곡선, P-△S/△(log t) 곡선

등으로 항복하중을 평가하 고, 평가된

최소 항복하중은 300ton 이다.

롯데건설58

4. 결 론

본 연구시험은 시험규정 KS F 24455 및 ASTM

D 1143을 참조하여 연구 상 Ⅰ지역인 부산지하철

326공구 건설공사 중 강관말뚝(�508mm)기초에

한 압축 정재하시험과 연구 상 Ⅱ지역인 다 항

배후도로 덕천IC-삼락IC간 교각 말뚝의 축방향지지

력을 확인하 다.

1) 압축 정재하시험 결과는 연구 상 Ⅰ지역에서

는 설계하중단계(90tonf)에서의 침하량은 Test

No. 1은 2.27mm, Test No. 2는 1.33mm로

측정되었으며, 최 시험하중단계(180tonf)에서

의 침하량은 Test No. 1은 4.59mm, Test

No. 2는 2.71mm 이었다. 연구 상 Ⅱ지역에

서는 최 시험하중단계(550tonf)에서의 침하량

은 29.52mm 이었다.

2) 하중제거 후 잔류침하량은 연구 상 Ⅰ지역에

서는 Test No. 1은 1.31mm, Test No. 2는

0.67mm로 측정되었고 연구 상 Ⅱ지역에서

는 5.49mm 이었다.

3) 연구 상 Ⅰ지역에서는 압축 정재하시험의 하

중-말뚝수직변위는 거의 선형적으로 항복하중

이 확인되지 않아 시험최 하중을 항복하중으

로 간주하여 허용지지력을 평가한 결과, 최

압축하중에 한 허용지지력은 90tonf/본 이

상으로 평가되므로 설계하중에 해서 충분한

안전율을 확보하고 있다고 판단된다.

4) 연구 상 Ⅱ지역에서는 측정된 하중-침하량의

관계에서 재하하중 300ton까지는 하중-침하

량 그래프가 직선적인 경향을 나타내었으며

그 이후의 재하하중부터 침하량이 증가하기

시작하여 6사이클 550ton에서 말뚝두부의 침

하량이 크게 증가하 으며 재하 후 50분 이후

에 말뚝이 좌굴되면서 하중 유지가 불가능하

고 설치된 변위계도 이탈하여 재하시험을

종료하 으나 설계하중을 만족하는 것으로 나

타났다.

참고문헌

1. 건설교통부 (2001). “도로교 설계기준.”

2. 한국지반공학회(2003), “구조물 기초설계기준.”

3. 강재석 (2005). “강관말뚝의 재하시험에 따른

지지력 해석”석사학위논문, 부경 학교 산업

학원

4. 김도 (2004). “풍화암에 근입된 현장타설말

뚝의 주면마찰력 산정에 관한 연구”석사학위

논문, 부경 학교 학원

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

59No.55. 2007. 12

기 술 연 구

개질아스팔트(SBS-PMA) 포장에 의한강바닥판교 열 향 검토

1. 서 론

본고에서는 수 1호교 강바닥판의 교면포장인 개질아스팔트(SBS-PMA) 타설시

온도 향을 고려한 주형내 각 부재의 안정성 검토 및 열변형에 의한 구조 거동특성을 분석한다.

강바닥판 교량은 콘크리트 바닥판에 비해 자중을 경감할 수 있는 이점을 가지고 있어 고정하중의 향이

큰 장경간의 강교에 많이 적용되고 있다. 강바닥판은 콘크리트 바닥판에 비해 열에 의한 변형이 크다는 단점

을 가지고 있음에도 강바닥판 포장에 적용되는 개질아스팔트 포설시 온도는 160~180℃, 매스틱 아스팔트의

경우는 200~230℃, 가장 고온의 상태에서 시공되는 구스아스팔트의 포설시 포장체 온도는 240~260℃의

범위에 있다. 본 연구에서는 수 1호교를 상으로 개질아스팔트(SBS-PMA) 교면포장 시공에 따른 강바닥판

열변형과 열응력 해석을 중심으로 정리하 다.

2. 상모델 설정조건

2.1 교량 제원 및 시공 분할

검토 상 교량인 수 1호교의 제원은 다음 그림 1~2와 같이 총연장 180m, 교량 폭원 45m의 4주형 강바

닥판으로 구성되어 있으며, 왕복8차선 교량으로 1차로당 폭은 3.25m이다.

포설 폭은 2.5~4.5m 폭의 피니셔를 적용하는 것으로 하며, 횡단면상 시공연결부 (현장 용접부)를 피하여

연속시공이 가능하도록 한다.

Technical Research

현현규규환환 기술연구소토목연구담당연구원 ([email protected])

롯데건설60

그림 1. 주교량 표준횡단면도

그림 2. 주교량 종단면도

그림 3. 시공분할폭 단면도

2.2.2 아스콘 재하하중

수직 처짐 검토를 위해 교면포장에 의한 고정

하중을 다음과 같이 재하 하 고, 보도부 칼라아

스콘과 차도부 아스콘의 단위면적당 분포하중은

(식2.1)~(식2.2)와 같다.

칼라아스콘 : (식2.1)

차도부 아스콘 : (식2.2)

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

61No.55. 2007. 12

2.2 하중 조건

2.2.1 강바닥판 온도변화 산정

일반적으로 개질아스팔트는 구스아스팔트(포설온

도:200~260℃)에 비해 포설 시 온도가 낮아 이에

한 열 향 및 열전도 검토는 이루어지고 있지 않

으며, 포설 시 주형 내 온도변화에 한 자료도 부

족한 실정이다. 따라서, 본 검토에서는 구스아스팔

트에 한 열 향 해석에서 적용된 온도 변화 분포

(전산구조공학회 논문집 16권4호 참고)를 바탕으로

주형 내 온도분포를 가정하여 단면의 안정성을 검토

하 다.

180m 경간의 1회 포설 작업은 략 2시간 정도

가 소요되는 것으로 가정하여 4회 포설시 까지의

온도변화 분포를 아래와 같이 가정하 다.

그림 4. 바닥판 표면에서 깊이방향 온도분포

그림 5. 3차원 유한요소해석 모델

ψ= 2.3tonf / m3 0.05m = 0.115tonf / m2

Z

Y

X

ψ= 2.3tonf / m3 0.08m = 0.184tonf / m2

종방향 경제조건(Fix:1,Free:0)

Dx, Dy, Dz : 0, 1, 0Rx, Ry, Rz : 1, 0, 1

횡방향 경제조건(Fix:1,Free:0)

Dx, Dy, Dz : 1, 0, 0Rx, Ry, Rz : 0, 1, 1

롯데건설62

2.3 해석 모델의 구성

주형을 구성하는 각 부재의 국부응력을 검토하기

위해 Shell 요소를 이용한 입체모델을 적용하여 다

음 그림 6과 같이 모델링을 구성하 다.

해석 모델은 전 교량의 1/4을 적용하 으며, 경계

조건 설정 시 교량중심과 단면중심에서 상∙하방향

변위는 허용하되 법면방향 변위는 구속하 다.

모델링에 사용된 프로그램은 MIDASCivil2006

이며, 강바닥판교를 구성하는 주형 내부 부재들

을 그림 6과 같이 도면 치수를 반 하여 배치하

다.

모델링에 사용된 총 요소 개수는 69,809개로 평

판/쉘 요소를 사용하여 구성하 으며, 실 구조물의

부재별 판 두께를 적용하여 배치하 다. 해석상의

편의를 위해 제작 캠버는 고려하지 않았으므로 처

짐 계산시 이를 반 하 다.

3. 해석결과

3.1 부재 성질

부재 성질은 도로교설계기준 강교편에서 강종별,

판 두께별 허용응력을 적용하 고 응력검토시 아래

의 값을 허용응력으로 사용한다.

(1) 부재의 허용응력 (가설시 : 25%할증)

SM490 : fa = 1,900×1.25 = 2,375 kgf/cm2

SM400 : fa = 1,400×1.25 = 1,750 kgf/cm2

(2) 부재의 정의

주부재(SM490) : 플랜지, 복부판, 종리브, 수평

보강재, 세로보, 지점부 보강

재,이음판 및 솔플레이트

부부재(SM400) : 가로보, 횡리브, 수직보강재,

다이아프램

그림 6. 각 부재의 구성

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

63No.55. 2007. 12

검토응력최 작용응력(kgf/cm2)

Von-Mises

상부플랜지

1511.41

종방향 I, U-RIB

허용응력

(kgf/cm2)

1511.41 2,375 O.K

판정

3.2 부재별 응력 검토

표1 상부플랜지 및 종방향 I-RIB, U-RIB (SM490)

상부플랜지 종방향 I-RIB, U-RIB

검토응력최 작용응력(kgf/cm2)

Von-Mises

상부플랜지

1911.72

종방향 I, U-RIB

허용응력

(kgf/cm2)

1918.49 2,375 O.K

판정

표2 하부플랜지 종리브 및 복부판 응력검토 결과(SM490)

하부플랜지 종리브 하부플랜지 복부판

롯데건설64

검토응력최 작용응력(kgf/cm2)

Von-Mises

상부플랜지

1503.74

종방향 I, U-RIB

허용응력

(kgf/cm2)

1658.94 1,750 O.K

판정

표3 횡리브-수직보강재 및 가로보 응력검토 결과(SM400)

횡리브 및 수직보강재 가로보

응력 검토결과 각 부재별 작용응력이 허용응력을

상회하지 않으므로 변형에 의한 국부적 손상은 발

생하지 않을 것으로 사료된다.

3.3 열변형에 의한 변위량 검토

3.3.1 열변형에 의한 거동형상

포장열에 의한 거동형상은 아스팔트 포설이 진행

될수록 중앙 경간부의 처짐 현상이 심화되며, 측경

간부는 솟아오르는 현상이 발생한다. 횡방향으로는

위로 볼록한 변형이 발생되며 외측부에 처짐이 최

로 발생하게 된다.

이는 모두 상부 바닥판의 열 팽창에 기인하 으

며, 상부와 하부의 열변형 차이로 인해 발생된 현상

으로 사료된다.

그림 7. 중앙경간부 포설에 의한 열변형 형상

(a) 1회 포설 (b) 4회포설

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

65No.55. 2007. 12

3.3.2 연직 변위량 측정

3D해석 결과 해석 상 강바닥판 교량 변위량은

그림 8에 표시된 A~F점에서 연직처짐량을 측정하

여 표 4와 같이 나타내었다.

측 점Dx Dy Dz

A 측경간 단부 중앙 0 -22.14 -6.79 2876

B 교각부 중앙 0 -7.68 -2.81 6748

C 중앙경간 중앙 0 0 -187.75 34296

D 중앙경간 외측 -8.99 -0.01 -255.61 34281

E 교각부 외측 -5.41 -7.85 -8.28 6733

F 측경간 단부 외측 -8.45 -17.77 -12.21 2821

변위량(mm)절점번호

※캠버를 반 하지 않은 직선형 종단계획고 상황에서의 처짐값이므로 실제 처짐량과 상이할 수 있음.

표4 교량 상판 변위량

검토 상 교량의 설계도면 중 캠버도 상에 나타난

1차 고정하중에 의한 중앙 경간의 처짐량은 11.1cm

이며 본 3D해석을 통한 처짐량은 그림 9(a)에 나타

난 결과처럼 11.9cm로 7%의 오차를 보인다.

포장열에 의한 변형으로 생긴 처짐량은 그림 9(b)

에서 25.6cm로, 실제적으로 발생되는 추가적인 처

짐은 13.7cm인 것으로 조사되었다.

그림 8. 변위 측정 위치

A(0,0,0)

B

z

y

x

CD

E

F

롯데건설66

(a) 강재자중에 의한 처짐 (b) 포장열 작용시 처짐

그림 9. 강재 자중에 의한 처짐 형상

그림 10. 포장시공 직후 연직방향 처짐에 한 변형 Contour

그림 10은 연직방향 처짐을 변형컨투어로 표

시한 것이며, 중앙경간 외측부에서 가장 많은 연

직 처짐이 발생하는 것으로 나타났다.

반 로, 측경간부 내측에서는 강바닥판 일

부에 솟음이 발생하여 중앙경간의 처짐과

조된다.

3.3.3 수평 변위량 측정

그림 11에 표시된 받침부(8개소)에서의 수평 이동

량은 표 4와 같이 나타났다.

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

67No.55. 2007. 12

위의 결과에서 최 받침 이동량은 교각부 7번

받침에서 에서 19.99mm로 나타났으며, 교 부 7

번 받침에서 18.4mm로 나타났다. 교 부 이동량

이 교각부에 비해 크지 않은 것은 측경간부 솟음

에 의해 받침이 교각부 쪽으로 이동했기 때문인

것으로 판단된다.

측 점

Dx Dy Dz

5 -2.66 -17.39 0 64316

6 -2.74 -17.87 0 64315

7 -5.39 -18.40 0 64314

8 -5.20 -17.38 0 64313

5 -2.10 -19.65 0 64320

6 -2.15 -19.64 0 64319

7 -2.21 -19.99 0 64318

8 -2.24 -19.97 0 64317

변위량(mm)절점번호

표5 교량 상판 변위량

그림 11. 교량받침부 수평이동량 측정위치(절점번호 표시)

(a) 교 부 (b)교각부

그림 12. 종방향 최 변형량

교 부

받침

교각부

받침

롯데건설68

그림 12는 종방향 변형에 한 변형 형상을 나

타낸 그림이며, 종방향 최 변위는 25.4mm이나

해석 모델이 교량 전체중 1/4임을 감안할 때, 실

제 신축거더 길이에 의한 변형량은 이보다 다소

클 것으로 사료된다.

3.4 열변형 거동분석을 통한 반력 양상 검토

다음 그림 13은 포장이 진행될수록 열변형에 의

해 솟음구간이 측경간 단부쪽으로 이동하는 모습

을 보여준다.

그림 13. 아스팔트 포설전, 후 변형형상

(a) 아스팔트 포설 전, 냉각후 (b) 1회 포설

(c) 2회 포설시 (d) 3회 포설시

시공단계별 해석결과로서 곡률이 위로 볼록한

부분과 아래로 볼록한 부분의 경계를 점선으로

표시하 으며, 점선이 측경간 단부에 도달되면

측경간 교량받침에 부반력이 발생하게 된다.

이러한 거동특성을 토 로 교 부에 부반력이

발생되는 역학적 개념을 설명하자면 다음 그림

14로 표현할 수 있다.

즉, 측경간부에서 기울기가 시계방향으로 증

Technical Research

개질

아스

팔트

(SBS-PM

A) 포

장에

의한

강바

닥판

교열

향검

토

69No.55. 2007. 12

그림 14. 교 부 부반력 발생 개념도

그림 15. 횡방향 변형 양상

가되는 구간이 정모멘트 구간이 되며 측경간 단

부에서는 정의 발력을 받게되나, 열병형에 의해

강바닥판에 솟음이 발생할 경우 변곡점의 이동

으로 정모멘트 구역이 점차 감소하게 되며 종국

에는 변곡점이 단부에 도달하여 부반력이 발생

하게 된다.

수 1호교와 같이 광폭의 강바닥판 교량에서

는 그림 15와 같이 교각부에서 횡방향 변형이

발생하는 경향이 있으며, 바닥판 중앙부의 열

팽창으로 활모양의 변형이 발생하여 부반력이

발생할 수 있다.

이때, 최외측 받침에 반력이 집중되어 받침

용량을 상회할 수 있으므로, 설계단계에서 열

향을 고려한 충분한 받침용량 확보와 부반

력 슈의 설치검토 등을 실시하여야 할 것으로

판단된다.

롯데건설70

4. 결론

(1) 변형이 발생됨으로 인해 주형 내부 부재

응력이 증가하게 되므로 이에 한 검토

결과 발생되는 응력양상은 비교적 양호

한 것으로 사료된다. 그러나, 변형이 증

가될 수록 받침부에 하중 재분배가 일어

나 하중이 한 개의 받침으로 집중될 수

있으므로, 시공시 교 부, 교각부 다이아

프램과 지점보강재 및 지점부 가로보의

변형에 해 면 한 관측이 이루어져야

할 것으로 판단된다.

(2) 포장 시공이 진행됨에 따라, 상부 바닥

판이 전방향으로 늘어나게 되며 교량 중

앙부 외측(켄틸레버)에 최 수직처짐이

발생하게 되어, 이 지점에서13.7cm의

추가 처짐이 발생되는 것으로 나타났다.

이와 동시에 측경간의 부모멘트 구간이

측경간 단부쪽으로 이동하게 되어 일부

받침에 부반력이 발생할 수 있으므로 거

동양상을 예측하여 이에 비하는 것이

필요하다.

(3) 본 3차원 해석 모델은 실제 모델의 1/4

만 상으로 하 기 때문에 한쪽 교각

고정단을 기점으로 신축길이가 실제와

다른 상황으로 설정되었으므로 포장열에

의한 수평방향 변형량 산정시 실제 신축

길이를 감안하면 다소 큰 값을 나타낼

수 있으나, 교량 중심을 기점으로 변형

이 좌우측으로 뻗어나가도록 교량받침

가동단을 설정할 경우 본 검토결과를 참

조하여도 좋을 것으로 판단된다.

(4) 본 검토 상 교량의 중앙경간장 비 측

경간장의 비는 약1:1.8이며, 중앙경간이

측경간에 비해 상 적으로 길게 설치된

경향이 있다. 측경간장을 늘리거나 중앙

경간장을 짧게하여 부모멘트와 정모멘트

를 구분하는 변곡점이 자중에 의해 교각

부로 근접할 경우 포장열에 의한 측경간

단부 부반력도 어느 정도 제어될 수 있

을 것으로 기 되며, 설계단계에서 열

향에 한 충분한 검토가 선행되어야 할

것으로 판단된다.

[참고문헌]

1. 전산구조공학회 논문집 16권4호

2. 특수포장 실무자를 위한 강바닥판 교량의

열 향, 구미서관, 2006.12

3. 명지 교 강상판 열응력 검토자료(2004)

4. 거금도 구스아스팔트 열 향 평가 자료

(2004)

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

71No.55. 2007. 12

기 술 연 구

플랫플레이트구조물의내진성능평가

1. 서 론

플랫플레이트 시스템은 시공성, 경제성, 공간 활용성 면에서 주거형식에 적합하

다는 이유로 미국을 중심으로 도시의 상업용 건물이나 공동주택의 구조형식으로 오래 전부터 사용되어 왔

다. 하지만 삼풍백화점 붕괴사고 이후 단점이 부적절하게 부각되면서 플랫플레이트 시스템은 국내에서 널리

활용되지 못했으나, 최근 들어 일반 골조에 비해 층고를 낮출 수 있고 설비 배관에 유리하며 아파트에 사용

시 가변형 평면이 나올 수 있다는 장점으로 사용이 증가하고 있는 추세이다. 또한 이와 관련된 설계 및 시공

기술에 한 연구 성과가 축적되었으며, 시공사례도 점차 증가함에 따라 플랫플레이트 시스템에 한 인식이

점차 개선되고 있다.

최근에 건설되는 플랫플레이트 시스템 건물들은 중력저항 시스템으로 설계하고 횡력 저항시스템인 전단벽

이나 가새 골조를 같이 사용하는 것이 일반적이다. 이에 따라 최근에는 접합부 설계 방법의 개선 및 전단보강

시스템의 개발, 포스트텐션닝 공법 도입 관련 연구 및 시공이 이루어지고 있다.

하지만 기존에 지어진 국내의 많은 중∙저층 플랫플레이트 건물들은 중력하중만 고려하여 설계되었다. 플랫

플레이트 시스템을 단독으로 횡력 저항골조로 사용할 경우, ACI 318-05에서는 보통이나 중간모멘트로 분류

하도록 하고 있는데, 성능평가를 통한 횡하중의 저항성을 평가한 연구가 부족한 실정이어서 국내에 건설된 플

랫플레이트 시스템의 내진성능을 예측하기가 힘들다. 이러한 관점에서 볼 때 기존의 중력하중만으로 설계된

중∙저층 플랫플레이트 시스템 건물의 내진성능을 평가하고, 최근 강화되는 내진성능에 한 기 수준을 고려

하여 기존 구조물의 내진보강에 관한 연구가 시급하다.

Technical Research

변변태태우우 기술연구소건축연구담당연구원 ([email protected])

예제 구조물의 슬래브 두께는 3층, 6층 모두

20cm로 하 으며, 설계하중으로는 고정하중

680kgf/㎡, 활하중 250kgf/㎡을 사용하 다. 콘크

리트의 설계강도는 210kgf/㎠, 철근의 설계강도는

4000kgf/㎠를 사용하 다. 3개층 단위로 부재설계

를 하 으며, 6층의 경우 시공성을 고려하여 상부층

과 하부층의 기둥 크기를 같게 하 다. 3층과 6층

모두 풍하중 보다는 중력하중의 향력이 컸으며,

모멘트를 거의 받지 않는 내부기둥의 경우 최소철근

비만을 만족하도록 설계하 다.

기둥은 ①모서리기둥(CNC), ②외부기둥(EXC), ③

내부기둥(INC)로 구분하여 설계하 다. 부재 크기와

배근 상세는 표1에 요약하여 나타내었다.

2.2 예제 구조물의 해석모델

본 연구에서는 유효보폭을 갖는 슬래브와 기둥으

로 구성된 2차원 해석방법인 유효보폭법을 사용하

여 플랫플레이트 모델을 해석 으며, 여러 가지 유

효보폭계수 제안 식 중 유한요소해석을 근거로 한

송진규 식(1)을 사용하 다.

식 (1), (2)를 통해 산정한 유효보의 크기를 표2에

정리하 다.

롯데건설72

본 연구에서는 지진하중이 고려되지 않은 3층과

6층의 플랫플레이트 예제 구조물을 설계하고 내진

성능을 평가하 다. 비탄성 정적해석을 수행하여 해

석모델의 보유강도를 구하고 현행 내진설계기준

(KBC2005)에서 요구하는 설계 밑면전단력과 비교

하 다. ATC-40에 제안된 능력스펙트럼법을 이용

하여 재현주기 2400년 지진에 한 최 층간변위

비를 구하 다. 또한 FEMA-355F에 제안된 신뢰도

법을 사용하여 내진안전성을 평가하 다.

2. 예제 구조물의 설계와 해석모델

2.1 예제 구조물의 설계

사용된 해석모델은 그림1과 같이 KBC2005 기

준에 따라 중력하중과 풍하중만을 고려하여 설계

된 층고 3m, 3경간의 정방형 3층 구조물과 6층

구조물이다. 구조물의 설계는 MIDAS-Genw

6.9.0을 사용하 다.

(a) 평면도

그림1. 예제 구조물의 평면과 입면

(b) 입면도(6층)

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

73No.55. 2007. 12

타 입

3층

6층

1~3층

4~6층

부 재

CNC 30×30 4-D19 (D10@300)

EXC 30×30 8-D19 (D10@300)

INC 40×40 8-D19 (D10@300)

CNC 30×30 4-D19 (D10@300)

EXC 35×35 8-D19 (D10@300)

INC 50×50 12-D22 (D10@350)

CNC 30×30 4-D25 (D10@300)

EXC 35×35 8-D19 (D10@300)

INC 50×50 8-D22 (D10@350)

크기(cm) 배 근

표 1. 예제 모델의 부재 크기

타 입

3층

6층

Beam1 168×20 13-D13 8-D13

Beam2 312×20 25-D13 14-D13

Beam3 336×20 25-D13 12-D13

Beam1 174×20 12-D13 6-D13

Beam2 186×20 12-D13 6-D13

Beam3 348×20 24-D13 12-D13

Beam4 384×20 24-D13 12-D13

유 효 보 크기(cm) 배 근(상부근) 배 근(하부근)

표 2. 예제 모델의 부재 크기

(a) 3층 구조물 (b) 6층 구조물

그림2. 해석 모델

롯데건설74

그림2는 해석을 위한 2차원 모델이며, 그림 1에

표시된 외부골조 A와 내부골조 B를 무한강성을 가

진 트러스로 연결하여 해석하 다. 내진성능 평가를

위한 비탄성 정적해석과 동적해석은 OpenSees 프

로그램을 이용하 다. OpenSees에서 철근콘크리

트 부재의 경우, 콘크리트 부분과 철근 부분을 각각

모델링을 하게 되어 있다. 콘크리트 모델에서 hoop

를 직접 입력하지 않는 신, core에서 hoop의 효

과를 고려한 항복응력과 항복변형률을 입력하며 그

때의 항복응력과 항복변형률은 Mander 식(2)을 사

용하여 산정하 다. 그림3는 외부기둥을 Open-

Sees에서 모델링할 때 core부분과 cover부분으로

각각 모델링한 것을 표현한 것이며, 그림4는 콘크리

트와 철근의 응력-변형률 관계이다.

3. Pushover 곡선

본 연구에서는 동적 모드특성을 이용하여 층별로

횡하중을 분배하 다. 해석 모델의 밑면전단력과 최

변위 관계 곡선(pushover 곡선)은 최상층 변위가

구조물 전체 높이의 4%에 도달할 때까지 횡하중을

증가시켜서 구하 다. 그림5는 해석 모델의 하중-

지붕층 변위 결과를 나타낸 것이다. 현행 내진설계

기준 (KBC2005)에서 요구하는 설계 밑면전단력도

함께 나타내었으며, 해석모델의 항복강도가 내진설

(a) 콘크리트

그림4. 응력-변형률 관계

(b) 철근

그림3. OpenSees 기둥 모델링

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

75No.55. 2007. 12

(a) 3층 구조물

그림 5. 해석 모델의 하중-변위 관계

(b) 6층 구조물

계기준에서 요구하는 설계밑면전단력 보다 작은 것

을 알 수 있다. 특히 6층 해석모델의 경우 최 강도

가 설계밑면전단력 보다 상당히 작게 나타났다. 따

라서 해석모델은 현행 설계기준을 만족하기 위해서

는 강도를 만족하기 위한 충분한 보강이 필요하다

고 할 수 있다.

4. 해석모델의 변위응답

4.1 능력스펙트럼법에 의한 최 변위

능력스펙트럼법은 Mahaney와 Freeman 등에

의해 처음 개발되었으며, 비탄성 시스템의 지진응답

은 비탄성 시스템을 등가의 선형시스템으로 치환해

서 근사적인 해석방법을 통해 예측할 수 있다. 본

연구에서는 내진성능평가 지침인 ATC-40에 제시

된 절차를 따라 최 변위를 산정하 다. 먼저 구조

물의 하중-변위 곡선을 능력곡선(capacity curve)

으로 치환하고, 응답스펙트럼을 요구곡선(demand

curve)으로 나타낸다. 탄성 변형에너지와 이력에너

지를 이용하여 등가점성감쇠비(ζq)를 산정하고 구조

물의 보유감쇠비를 더하여 유효감쇠비(ζeff)를 산정한

다. capacity curve와 demand curve의 교차점

으로부터 가속도와 변위 응답을 산정하고, 이를 이

용하여 새로운 유효감쇠비를 산정한다. 이렇게 산정

한 유효감쇠비와 demand spectrum의 감쇠비가

일치할 때까지 반복 수행하고 그때의 교차점이 성

능점이 된다. 그러나 ATC-40의 절차를 이용하여

비탄성 시스템의 동적 해석결과를 예측하는 것은

동적 해석결과와 많은 차이가 있음이 보고되었다.

이를 보완하기 위하여 Chopra and Goel과 Fajfar

는 개선된 비탄성정적해석 방법을 제안하 지만, 이

력모델의 특성이나 고차모드의 향을 정확하게 고

려하지 못한다는 한계가 있다.

위에서 구한 하중-변위 관계를 이용하여 그림 6

의 capacity curve로 변환하고 demand curve와

의 교점을 이용하여 유효감쇠비 산정하고, 수렴하는

점에서 변위응답을 구하 다. demand curve는

KBC2005 내진설계기준에 제시된 설계스펙트럼을

재현주기 2400년에 해당하는 설계스펙트럼으로 환

산하여 사용하 다. 성능점을 산정하는 절차를 표 3

과 4에 나타내었다.

롯데건설76

위 표에서 Sdy 와 Say 는 각각 등가 단자유도계의

항복변위와 항복가속도를 나타내는 것이고 Sdi와

Sai는 등가 단자유도계의 응답변위와 응답가속도를

나타낸다. 단자유도계의 성능점을 해석모델의 최상

층 변위와 밑면전단력으로 변환하 고 이를 표 5와

표6에 정리하 다. 해석 결과에 따르면 3층 구조물

에서 최 층간변위비가 1.58%로 나타났으며,

FEMA 273 및 송진규 등의 실험 결과에 따른 한계

층간변위비인 2.5%를 만족하는 것으로 나타났다.

6층의 경우도 최 층간변위비가 1.64%로 한계

변위비 보다 작은 것으로 나타났다.

(a) 3층 구조물

그림 6. 해석 모델의 capacity curve와 demand curve

(b) 6층 구조물

ζ(%)

15

:

17

:

20

9.55

:

8.93

:

8.13

0.352

:

0.345

:

0.336

17.90

:

16.96

:

15.44

5.41 0.31

Sdy(cm) Say(g) Sdi(cm) Sai(g) ζeff (%)

표3. 3층 구조물 유효감쇠비 산정

ζ(%)

5

:

14

:

15

24.48

:

16.51

:

15.97

0.260

:

0.213

:

0.210

16.25

:

14.04

:

13.67

10.13 6.18

Sdy(cm) Say(g) Sdi(cm) Sai(g) ζeff (%)

표4. 6층 구조물 유효감쇠비 산정

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

77No.55. 2007. 12

5. 신뢰도법에 의한 성능평가

5.1 신뢰도법의 개요

지진에 한 건물의 설계와 평가 시, 지진 하중

뿐만 아니라 건물의 성능에 있어서 큰 불확실성이

존재하며 이를 고려하여 SAC Phase 2 프로젝트

에서는 하중 및 저항계수 방식을 성능 평가에 도입

하 다. 이러한 내용은 FEMA-355F에 제시되어

있으며, 이 방법을 이용하여 여러 종류의 철골 모

멘트 저항 골조에 해 성능평가가 이루어졌다

(Yun et al, Lee and Foutch). 이렇게 불확실성

을 고려하여 확률과 신뢰성을 바탕으로 한 체제를

신뢰도법이라 한다. SAC 프로젝트에서 제시하는

목표 성능은 50년 이내 초과할 확률이 2%(2/50)

인 지진이 발생하 을 때 건물 전체가 붕괴방지 성

능수준을 만족하는 신뢰도가 90% 이상이 되어야

하며 미만일 때는 보강이 필요하다고 본다. 신뢰도

법은 식 (3)을 통해 신뢰도 계수(λ)를 산정하고

FEMA-355F의 표5-6을 통해 최종적인 신뢰도를

산정하여 성능을 평가한다.

여기서 분자항은 시스템의 성능 부문을 나타내

고 분모항은 시스템의 요구 부문을 나타내는 것으

로서 C과 D은 각각 성능값(capacity)과 요구값

(demand)의 중간값을 나타낸다. 또한 불확실성을

고려하기 위한 계수로서 저항계수(resistance

factor)인�, 요구계수(demand factor)인 γ, 해석

요구 계수(analysis demand factor)인 γa 를 사

용하며, 각 계수들은 Jalayar and Cornell(3)에 의

해 신뢰성을 근거로 개발된 것이다. 여기서 저항계

수는 1.0보다 작은 값을, 요구계수와 해석요구 계

수는 1.0보다 큰 값을 가지므로 각각 성능값을 감

소시키고 요구값을 증가시키는 방향으로 작용한다.

이 식의 유도과정에 한 자세한 내용은 Jalayar

and Cornell과 Cornell et al(4)에 제시되어 있다.

5.2 신뢰도법의 적용 및 결과

본 연구에서 비탄성 동적해석을 수행하기 위해

LA지역에서 발생한 100년 주기 지진 20개를 차용

하 으며, KBC2005 규준의 2400년 설계 스펙트럼

에 맞게 조정하여 사용하 다. 그림8은 LA 지역의

지진 20개를 나타낸 것이고, 그림 9는 지진들의 평

균값을 국내 규준에 맞게 조정한 것을 나타내었다.

그림 8에서 산정한 scale factor는 1.252로 그림8의

지진 20개에 각각 곱하여 본 연구에 사용하 다.

ζeff (%)

표5. 3층 구조물의 성능점

단자유도계의 성능점

변위(cm)

8.93

변위(cm)

11.25

가속도(g)

0.345

전단력(톤)

145.75 19.96

다층 구조물

ζeff (%)

표6. 6층 구조물의 성능점

단자유도계의 성능점

변위(cm)

16.51

변위(cm)

21.33

가속도(g)

0.213

전단력(톤)

175.17 14.04

다층 구조물

^ ^

롯데건설78

신뢰도 계수의 성능값(capacity)을 산정하기 위

해서는 incremental dynamic analysis(이하 IDA)

를 수행하여야하며 방법은 다음과 같다.

(1) 구조물 주기에서의 Sa 값이 0.1g가 되게 조정

(2) 비탄성 동적해석을 수행하여 최 층간변위비

산정

(3) Sa값을0.1g씩증가하면서비탄성동적해석수행

(4) IDA의 기울기가 탄성 해석에 의한 기울기

(Se)의 20%(0.2*Se) 이하가 될 때의 최 층

간변위비가 건물의 성능값(capacity) 위와 같

은 방법으로 3층과 6층 구조물의 IDA를 수행

한 결과 중 표적인 것을 그림 10과 그림 11

에 각각 나타내었다. 본 연구에서는 FEMA

방식의 성능값 산정과 더불어 기둥에서 콘크

리트가 압축파괴가 일어나는 시점을 기둥의

파괴로 보고, 이 기둥의 파괴가 전체 건물의

붕괴를 유발한다는 것으로 정의하 다.

그림 10과 그림 11에서 둥근 점은 콘크리트 기둥

에서 압축파괴가 일으키는 순간이며 FEMA 방식의

그림 8. LA지역 발생 지진 그림 9. KBC2005 기준에 따라 조정된 응답스펙트럼

(a) LA42 (b) LA44

그림 10. 3층 구조물 IDA 결과

(c) LA55

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

79No.55. 2007. 12

결과와 비교하여 작은 값을 성능값으로 하 다.

본 연구에서 해석요구 계수(γa) 산정을 위한 건물의

높이에 따른 주기 및 감쇠비의 변화에 한 자료는

Goel and Chopra를 참고하 다. 또한 철근 항복강

도 자료는 Nowak and Szerszen의 보고서를 참고

하 으며, 평균값은 472MPa, 표준편차는 24MPa이

다. 불확실성을 고려한 계수에 사용되는 k는 hazard

curve의 기울기로서 식 (4)를 이용하여 산정한다.

여기서 HSa10%와 HSa2%는 50년 이내에 초과할

확률을 말하는 것으로 각각 1/474과 1/2475을 사용

하 다. Sa2%와 Sa10%는 재현주기에 해당하는 지진

의 크기비로서 본 연구에서는 2.0을 사용하 다.

3층 구조물에 신뢰도법의 적용 결과, 표8에서처럼

신뢰도계수는 1.24로 결정되었으며 표9를 이용하여

최종적인 신뢰도를 산정하 다.

6층 구조물의 경우에도 같은 방법을 적용하 으

며 결과를 표8에 정리하 다. 3층, 6층 구조물 모두

신뢰도가 90%이하이므로 성능 수준을 만족하지 못

하는 것으로 나타났다.

(a) LA47 (b) LA50

그림 11. 6층 구조물 IDA 결과

(c) LA53

시스템

성능부문

시스템

요구부문

신뢰도 계수

및 신뢰도

구 분

�(저항 계수)

C (성능값)

γ(요구 계수)

γa (해석요구 계수)

D (요구값)

λ(신뢰도 계수)

βUT (불확실성 계수)

신뢰도

0.862

0.030

1.371

1.422

0.011

1.24

0.64

86%

^

^

0.768

0.023

1.219

1.209

0.010

1.23

0.59

85%

3층 6층

표7. 3층, 6층 구조물 신뢰도법 결과

6. 결 론

본 연구에서는 내진설계 되지 않은 3층과 6층 플

랫플레이트 구조물의 내진성능을 평가하 다. 비탄

성정적해석을 수행하여 해석모델의 보유강도를 구하

고, 능력스펙트럼법과 시간이력해석법을 이용하여

재현주기 2400년 지진에 한 최 층간변위비를

구하 다. 또한 해석에 수반되는 불확실성을 고려한

신뢰도법을 사용하여 내진성능을 평가하 다.

해석결과에 따르면 해석모델은 2400년 지진에

한 변위한계는 만족하 으나 현행 내진설계기준에

서 요구하는 강도에는 크게 미치지 못하는 것으로

나타났다. 또한 FEMA-355F에 나타난 신뢰도법을

이용한 해석 결과 충분한 내진안전성을 확보하지 못

한 것으로 나타났다.

[참고문헌]

1. 최정욱, 송진규, 이수곤, “횡하중을 받는 Flat-

Plate 구조의 유효보폭 계수”, 한건축학회 논

문집, 17권, 6호, 77~86, 2001.

2. Mander, J.B. Priestley, M.J.N. Park, R

"Theoretical Stress-Strain Model for

Confined concrete", Journal of Structural

Engineering, Vol. 113, No. 8, 1804 1̃826,

1988.

3. Jalayer, F., Cornell, C.A., "A Technical

Framework for Probability-based De-

mand and Capacity Factor Design(DCFD)

Seismic Formats" PEER Report 2003/8,

Pacific Earthquake Engineering Center,

University of California at Berkeley,

롯데건설80

Confidence 70% 80% 90% 95% 98%

k=1 1.15 1.34 1.67 2.01 2.46

k=2 1.01 1.19 1.48 1.77 2.17

k=3 0.89 1.05 1.30 1.56 1.92

k=4 0.79 0.92 1.15 1.38 1.69

k=1 1.14 1.38 1.80 2.24 2.86

k=2 0.96 1.16 1.51 1.87 2.39

k=3 0.80 0.97 1.26 1.56 2.00

k=4 0.67 0.81 1.05 1.31 1.67

k=1 1.13 1.41 1.92 2.48 3.30

k=2 0.88 1.10 1.50 1.94 2.58

k=3 0.69 0.86 1.18 1.52 2.02

k=4 0.54 0.68 0.92 1.19 1.58

표8. FEMA-355F의 표5-6

βUT = 0.6

βUT = 0.5

βUT = 0.7

Technical Research

플랫플레이트구조물의내진성능평가

81No.55. 2007. 12

Berkeley, CA, 2003.

4. Cornell, C.A., Jalayer, F., Hamberger, R.O.

and Foutch, D.A., "Probabilistic basis for

2000 SAC Federal Emergency Mana-

gement Agency Steel Moment Frame

Guidelines" Journal of Structural Engineering,

Vol. 128, No. 4, 526~533, 2002.

롯데건설82

기 술 연 구

BIM의 건설사업관리시스템적용을위한상관관계분석에관한연구

1. 서 론

IT 기술의 비약적인 발전은 정보산업을 비롯하여 다른 산업에 있어서도 업무 능

률을 향상 시키고 생산성을 증가 시키는데 있어서 큰 역할을 해오고 있다. 건설 산업 역시 IT기술의 점진적인

수용을 통하여 정보화, 지능화된 관리를 향해 나아가고 있다. 이러한 건설 산업에의 IT의 접목은 설계단계에서

부터 시공 이후의 유지 보수 단계에 이르기까지 폭넓게 이루어지고 있으며, 이제는 BIM (Building

Information Modeling) 이라는 개념이 등장하여 건축물의 전생애주기에 걸쳐 건축물의 3차원 객체모델을 통

하여 건축물을 관리하는 이론이 새롭게 두되고 있다. 미국의 경우는 GSA1 에서 공공 공사에 입찰에 있어서

BIM 도면 제출을 의무화 하고 있고 싱가폴, 유럽등의 국외에서는 이미 정부차원에서 적극적인 도입을 장려하

고 있는 실정이다. 설계에 적극적으로 활용되어지고 있는 BIM 관련 기술은 시공과 유지관리 단계까지의 적용

및 활용은 아직도 많은 한계와 괄목할만한 효과를 내지 못하고 있다. 건설사업의 형화∙복합화는 건설사업

라이프싸이클 전 단계에 걸친 프로젝트 관리의 중요성을 부각시켜 오고 있으며2, BIM과 같은 첨단 기술에 의

한 시공관리는 향 후 건설 프로젝트관리 및 수주경쟁력 확보에 있어서 상당히 긍정적인 효과를 가질 수 있을

것이라고 사려 되어진다. 이에 본 연구에서는 BIM기술의 시공단계 적용을 위하여 시공단계에서 가장 보편적

으로 사용 되어지고 있는 건설 사업관리 시스템에의 BIM을 적용하기 위한 방향제시와 둘간의 상관관계를 분

석하여 건설 사업관리 시스템에서 BIM을 적용 할 수 있는 모듈은 어떤 것이 적합할 것인지, BIM은 각각의 모

Technical Research

전전승승호호 기술연구소연구기획담당연구원 ([email protected])

1 General Services Administration 미국 총무청2 유정호, 건설 PMIS 활용 현황 및 전망, 2006

Technical Research

BIM의건설사업관리시스템적용을위한상관관계분석에관한연구

83No.55. 2007. 12

듈 안에서 어떠한 역할을 할 수 있을 건지에 하여

도출하고자 하 다.

본 연구의 범위는 우선적으로 기존의 BIM에 하

여 정의하고 연구 및 적용사례 등을 조사 및 분석하

여 BIM의 현 위치와 시공단계에 있어서 효과를 가

지고 있는 역이 무엇인지 도출하여 보기로 한다.

다음 단계로 기존의 건설 사업 관리 시스템을

상으로 하여 건설업체나 건축 프로젝트에서 사용되

고 있는 건설 사업 관리 시스템을 정의하고, 현황을

조사 분석하며, 실무에서 실질적으로 건설 사업관리

시스템을 사용하거나 개발하고 있는 실무자들의 설

문조사와 사례 조사와 만족도 조사등을 통해 기존의

건설 사업관리 시스템이 가지고 있는 한계점을 도출

하고자 한다.

이에 하여 BIM과의 상관관계를 분석하고 향 후

BIM을 건설 사업관리 시스템에 적용 하 을때 우선

적으로 적용 되거나 고려하여야 할 항목을 도출 하

여 BIM의 건설 사업관리 시스템에의 적용의 방향을

제시 하고자 한다.

2. 문헌고찰

2.1 BIM의 정의와 BIM의 현황

BIM은 건축물 전체 생애주기에 있어서의 프로젝

트와 관련된 자재 및 시공 정보 등을 전산화된 언어

를 통하여 기능적 물리적 특성 등을 연계시키고, 이

러한 정보 등을 토 로 하여 3차원 모델등을 통하

여 건축물 생애주기관리에 활용하는 것이라고 볼 수

있다3.

현재 BIM은 미국의 CIFE (Center for In-

tegrated Facility Engineering) 와 조지아텍 등에

서 활발하게 연구 개발 되고 있으며 핀란드의 YIT

나 일본의 카지마 건설 등에서도 BIM관련 기술을

적극적으로 연구개발 하고 있다.

국내에서도 가상건설 시스템 연구단을 통하여 5

개년의 계획으로 관련 연구가 진행 중이며 기업체들

도 점차 BIM의 적용 및 연구개발을 확 하고 있는

현황이다.

모델명

ArchiCAD파라메트릭 모델링

가능

단계별 공정 뷰 생성

공정표와 연계 어려움

공정시뮬이션 가능

공정표와의 연계 가능

단계별 공정 뷰 생성

공정표와 연계 어려움

Visual Studio 2005 이상

객체뷰어, 시뮬레이터 없음

VBA, VBVC++ 등 다수

객체정보 뷰어(Navigator 제공)

GDL, C++ 등

객체뷰어, 시뮬레이터 없음가능

가능

가능파라메트릭 모델링

가능

파라메트릭 모델링

가능 부족

Bentley

Triforma

Revit

3차원 모델링 공정시뮬레이션기타 기능

구현(API)

물량

산출

표1. 주요 BIM관련 3D 모델링 기술 도구 비교

3 NIBS, National Institute of Building Science

이러한 BIM의 모델링관련 툴로서는 현재 Revit,

Archicad, Microstation...이 널리 활용 되어 지고

있으며, 미국의 프리덤 타워는 BIM 기술을 통하여

설계 되었고, 국내의 시공 계획 중인 잠실의 초고층

롯데건설84

4 윤석현, “통합 건설 정보 시스템 구축을 위한 설계 - 공정 정보의 연계방안에 관한 연구”, 20015 이현수, “건설회사 PMIS 평가 및 발전 전략체계 연구”, 2005

제2롯데월드도 BIM기술을 기반으로 설계 되었다.

위와 같은 BIM과 관련된 연구들 중 시공과 관련된

연구들을 분석한 결과 현시점에서 시공분야에 있어

서 BIM의 도입으로 가장 가시적으로 효과를 기

할 수 있는 요소들은 다음의 6가지와 같았다.

① 시각적 효과

② 참여자간의 의사소통 증진의 도구

③ 건설 사업에 있어서의 관련 정보의 이해 증진

④ 정보의 예측 (시공성 사전 검토, 설계 변경

검토, 현장 Mock-Up 체)

⑤ 고위 관리자의 의사결정의 도구

⑥ 홍보를 위한 자료

2.2 건설 사업관리 시스템의 현황

국내에서 사용 중인 건설 사업관리 시스템은 다

양한 용어와 다양한 시스템들이 각각의 업체와 현

장의 실정에 맞게 적용 되어 사용 되고 있는 중이

며 따라서 이러한 다양한 시스템을 통합적으로 하

나의 용어로 정의되어지기에는 상당히 어려움을 가

지고 있고 업체 마다, 혹은 사용 되어지는 건설 사

업 관리 시스템의 성향에 따라 다양한 용어가 사용

되어지고 있는 상황이다.

본 논문에서는 이러한 다양한 건설 사업 관리 시

스템 중에서도 현장을 중심으로 가장 널리 사용되고

있는 PMIS (Project Management Information

System)을 중심으로 하여 건설 사업관리 시스템의

현황 조사 및 분석을 하고자 한다.

PMIS는 CMr의 정보관리를 보조해줄 수 있는 정

보 시스템4 으로서 건설 프로젝트 라이프 싸이클의

모든 단계에서의 다양한 건설관리업무의 처리 및

의사소통을 위한 것으로서, 시공사의 현장 및 본사

조직에서 주로 사용하는 정보의 수집∙처리∙저

장∙배포 등의 기능을 수행하는 개별 정보시스템들

의 집합체이다.5

현재 PMIS는 각각의 업체 별로 다양한 형태로

자체 개발 혹은 ASP의 형태로 운 되어지고 있으

며 과거 초창기의 단순한 문서관리 시스템에서 시

작하여 현재는 JIT(Just in Time), RFID(Radio

Frequency Identification Device) 등과 연계되어

현장의 인력관리, 자재관리 등에 있어서 그 효율성

을 점차 증가시켜 나아가고 있는 실정이다.

설문조사를 위하여 다양하게 운 되어지고 있는

PMIS 시스템에 하여 사례조사와 문헌고찰을 통

하여 PMIS에 있어서 가장 보편화된 요소(모듈)를 5

가지(공정관리, 사업비관리, 자재/인력/장비관리, 품

질/안전/환경관리, 협업관리) 도출 하 고, 이러한

PMIS의 일반적인 모듈 별 구성은 그림1과 같다.

그림1. PMIS 모듈 구성

Technical Research

BIM의건설사업관리시스템적용을위한상관관계분석에관한연구

85No.55. 2007. 12

3. BIM과 건설사업관리 시스템

간의 상관관계 분석

3.1 설문조사의 개요 및 분석

기존의 건설정보화시스템 혹은 사업관리시스템

의 평가 및 연구는 실제 건설사업관리시스템을 사

용하고 있는 사용자의 사용성에 초점을 맞추기 보

다는 시스템의 개발자관점이거나 고위 관리자관점

에서 이루어지고 있기 때문에 실질적인 시스템의

사용성이나 생산성을 향상시킬 수 있는 도구로 활

용되기에는 한계점을 가지고 있다고 볼 수 있었다.

따라서 본 연구에서는 BIM의 건설사업관리시스템

적용이 현장의 실사용자의 시스템에 한 만족도를

증가시키고 생산성을 향상시킬 수 있는 방향으로의

적용 및 개발 방향성을 제시하기 위하여 실제 건설

사업관리 시스템의 현장 사용자를 중심으로 현 시

스템에 한 만족도와 사용성을 조사하여서 취약점

을 도출 하고, 취약 부분에 하여 BIM에 한 상

관 관계분석을 통하여 BIM을 통한실무자들의 실질

적인 업무 생산성 향상을 기 할 수 있는 건설 사

업관리 시스템의 발전 방향을 제시 하고자 한다.

이를 위하여 Spenser(1985)가 제시한 최종 사

용자에 의한 시스템의 사용성 평가에 관한 항목을

근거로 BIM과 건설 사업관리 시스템과의 상관관

계를 도출하기 위하여 2.1장에서 제시 하 던

BIM의 효과 6가지를 토 로 하여 다음과 같은 평

가 항목을 도출 하 고 이러한 항목들을 모듈별로

설문 조사하여서 건설 사업관리 시스템 중 어떠한

모듈에 있어서 BIM의 도입이 요구 되어지는 가를

조사하 다.

설문의 상은 현장에서 PMIS를 사용하는 현장

방문을 통한 설문조사와 이메일을 통하여 실시하

다. 총60개 설문지 중 34개를 회수 하 으며

회수율은 57% 를 기록 하 다.

설문 분석은 BIM의 개념에 하여 설문자에게

설명 한 뒤 설문을 실시 5점 척도로 분석한 결과

평가 역

PMIS 시스템 만족도

PMIS 시스템의 사용

효과 평가

전반적인 PMIS 만족도

업무 지원에 한 만족도

공사의 현황 파악

공사 업무 이해

사업 참여자간 의사소통 원활화

타 자료와의 연계성

공사업무 보고의 신속화

공사 관련자료 검색 원활화

공사 자료의 즉각적인 활용성

공사 자료의 신뢰도

업무 처리시 오류 감소

업무 처리과정의 구체화

공사 업무의 예측

시각적 효과

정보의 예측

참여자간

의사소통 증진

정보의 이해 증진

BIM 관련 항목 만족도 평가 항목

표2. 평가 역별 항목

롯데건설86

표3. BIM과 PMIS 모듈간 상관계수

6 이학식, “SPSS 12.0 메뉴얼”, 법문사, 2006

를 취합하고, BIM 적용에 한 현장 실무자의 기

치 조사 자료와 PMIS 시스템에 BIM의 적용으

로 인하여 PMIS의 사용자의 만족도향상을 통하

여 시스템의 효율성이 향상 될 것 이라는 가정 하

에 SPSS(Statistical Package for the Social

Sciences) 12.0을 이용한 상관관계 분석을 하

다. BIM과 상관계수가 높은 항목에 하여 상관

관계가 높은 모듈을 도출 하고 도출된 각각의 모

듈에 하여 PMIS의 사용성과 만족도가 부족하

다고 느끼는 부분에 하여 가상건설 시스템을

적용하는 방식으로 진행 하 다.

상관관계 분석에서의 상관계수에는 몇 가지가

있는데 가장 보편적인 Pearson 상관계수를 이용

하 다.6

설문조사를 통한 응답 상자들의 전반적인

PMIS 시스템에 한 만족도는 58%가 보통의 만족

도를 가지고 있었으며 매우 만족하고 있는 응답자

는 없었으며 15%의 응답자가 불만족 또는 매우 불

만족하고 있다는 의견을 나타내었다.

이를 통해 현재 PMIS에 해 실 사용자들은 전

반적으로 평이한 수준의 만족도를 가지고 있음을

알 수 있었다.

그림2. PMIS 만족도 분포

상관계수

Technical Research

BIM의건설사업관리시스템적용을위한상관관계분석에관한연구

87No.55. 2007. 12

평가 역

PMIS 시스템의

사용 효과 평가

만족도 평가 항목

PMIS 모듈

공정 관리 협업 관리자재 인력 장비

표4. BIM 적용 PMIS 모듈간 분석결과

위의 표에서 채워진 부분의 요소들은 BIM과 상관

관계가 높은 PMIS 모듈 중에서도 사용자 입장에서

활용도와 만족도가 보통인 3.00 이하의 수치를 나

타내고 있다 따라서 향 후 PMIS 시스템에 가상 건

설 시스템이 적용되어진다면 위의 항목들을 중심으

로 가상 건설 시스템이 적용이 우선적으로 고려되어

야 건설 사업관리 시스템의 효율성을 향상 시킬 수

있는 가장 효과적인 방법이라고 할 수 있을 것이다.

위의 표에서 알 수 있듯이 공정관리 모듈에서 가

장 큰 BIM의 활용 기 에 한 상관관계를 보여 주

고 있으며 다음으로 자재, 인력, 장비, 관리와 협업

관리의 순으로 나타나고 있다. 3가지 모듈에 한

PMIS 시스템의 사용 효과평가의 설문결과를 그룹

별로 분석 하면 다음과 같다.

공사의 현황파악 3.73 3.30 3.02

공사 업무 이해 3.30 3.18 3.03

사업 참여자간 의사소통 원활화 3.27 3.21 3.34

타 자료와의 연계성 2.91 2.67 2.64

공사업무 보고의 신속화 2.88 3.12 3.04

공사 관련자료 검색 원활화 3.36 3.42 3.03

공사 자료의 즉각적인 활용성 3.01 2.91 2.96

공사 자료의 신뢰도 2.88 3.06 2.81

업무 처리시 오류 감소 2.76 3.36 3.21

업무 처리과정의 구체화 3.27 2.86 2.90

공사 업무의 예측 2.58 3.00 2.67

PMIS 모듈 BIM 관련 항목 적용 항목

공정관리

참여자간 의사소통 증진- 타 자료와의 연계성- 공사 업무 보고의 신속화

- 타 자료와의 연계성

- 타 자료와의 연계성

- 공사 업무의 예측

- 공사 자료의 신뢰도- 업무 처리시 오류 감소

- 공사자료의 즉각적인 활용성- 업무 처리 과정의 구체화

- 공사자료의 즉각적인 활용성- 공사 자료의 신뢰도- 업무 처리과정의 구체화

- 공사 업무의 예측

참여자간 의사소통 증진

참여자간 의사소통 증진

정보의 이해증진

정보의 이해증진

정보의 이해증진

정보의 예측

정보의 예측

정보의 예측

자재, 인력,

장비 관리

협업관리

표5. BIM과 건설사업관리 시스템 모듈 간의 연관관계

롯데건설88

4. 결 론

지금까지 BIM에 하여 살펴보고 건설 사업관리

시스템과의 상관관계의 분석을 통하여 우선적으로

BIM을 적용할 수 있는 모듈과 항목에 하여 표4

와 같이 도출 하여 보았다.

건설 사업관리 시스템에 BIM을 적용하기 위하여

서는 기존 도면 정보를 기반으로 3차원 모델링이

우선이 되어야 하며 이러한 3차원 모델이 구축되어

서 기존의 건설 사업관리 시스템의 모듈에 적절하

게 적용되어 위에서 도출된 항목의 사용성 또는 만

족도를 향상 시킬 수 있어야 할 것이다.

[참고문헌]

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위한 인터넷 기반의 사업관리 정보 시스템 구축에

관한 연구”, 한 건축 학회 논문집, 17권, 3호

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PMIS 구축에 관한 연구”, 연세 학교 학원

3. 이강, “건축물의 수명주기 관리를 위한 핵심

기술들”, 한국 건설관리학회 학술 발표 회 논

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4. 이현수, 이복남, 김우 , 유정호, 송상훈, “건설

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Model Application Report", CIFE

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6, 정 수, “건설 정보기술의 개념과 발전 과정”,

한 건축 학회 논문집, 50권, 10호, 2006

7. 이강, “건설 정보 기술의 중요성과 미래 비전”,

한 건축 학회 논문집, 50권, 10호, 2006

8. 유정호, “건설 PMIS 활용 현황 및 전망”, 한

건축 학회 논문집, 50권, 10호, 2006

9. 이상원, “발주자의 PMIS 성과평가모델 개발에

관한 연구”, 연세 학교 학원, 2006

10. 문정호, 송병관, “건설 산업의 PMIS 개발 현

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2003

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12. http://bim.arch.gatech.edu

Technical Research

형현장

도시험을이용한토량환산계수산정에관한연구

89No.55. 2007. 12

기 술 연 구

형 현장 도시험을이용한토량환산계수산정에관한연구

1. 서 론

규모의 건설공사나 항만공사의 매립 토공량의 규모를 결정할 때 토량환산계수

는 매우 중요한 설계항목이지만, 현실은 표준품셈과 일반적인 설계기준에 따라 획일적으로 적용하고 있는 실

정이다. 또한 국내의 암성토에 관한 연구도 매우 미흡하며, 공학적으로 활용할 수 있는 실험결과도 매우 부족

한 상태이다. 특히 암과 토사를 혼합해서 성토하여 시공하는 경우에는 전단강도 및 투수성 저하로 소요다짐도

를 확보하기 어렵기 때문에 구분하여 다짐시공하고 있지만 공사특성상 부득히 암과 토사가 교호하여 시공하

게 되는 경우가 많다.

본 연구에서는 해안매립지의 암성토구간을 상으로 보다 정확한 토량환산계수를 결정하기 위하여 형

현장 도시험을 수행하 으며, 형현장 도시험결과 암성토의 경우 토량환산계수를 산정하기 위한 조사방법

중 매우 유용한 방법임을 확인하 다.

2. 암성토에 관한 시방기준 및 토량변화율

암과 토사를 혼합하여 시공하게 되면 전단강도 감소, 도로포장파손, 우수에 의한 토사유출 및 부등침하의

원인이 되므로 여러 기관에서는 암성토와 관련하여 시방기준을 표 1과 같이 규정하고 있다.

Technical Research

마마 명명 수수 웅천지구택지개발공사 PJ 리 ([email protected])

롯데건설90

현재 사용되고 있는 토량변화율은 자연상태의 토

량, 흐트러진상태의 토량, 다짐상태의 토량을 조합

하여 다음 식(1),(2)과 같이 계산되며, 토공량이 소량

인 경우에는 일반적으로 표준품셈에 따라 적용하고

있다. 표 2는 관련기간의 토량환산계수와 시험지구

에서 적용된 토량환산계수값을 나타내었다.

구 분

관 련

공 사

시방서

재료

최 입경

60cm이하 60~90cm 60cm

60cm

60cm

입상재료

소일시멘트층

형진동

다짐장비

규정

없음

재하

시험관리

재하

시험관리

상 도

시험관리

형진동

다짐장비

형도자

진동다짐조합

진동다짐

(진동로울러)

규정 없음

암, 일반재료

교차시공

입도조절

중간층60~90cm

60cm이하 60cm이하

60cm이하30cm이하

30cm이하

입경구분(mm) 600 200 100 2 No.4

0~1520~4345~7590~100 60~90시방입도(%)

R 15F 85〈5,

R15 : 암버력재료의 15%통과입경, F15 : 입도조절중간층 재료의 15%통과입경F85 : 입도조절중간층 재료의 85%통과입경, M15 : 세립재의 15%통과입경M85 : 세립재의 85%통과입경

●

도로설계편람

(‘00. 건설교통부)

철도공사

전문시방서(1999)

암버력입도분포

(토공관리지침)

입도조절중간층

(철도공사전문시방서)

다진 후의 토량(㎥)

자연 상태의 토량(㎥)C= = (1)

토공관리지침

(‘97.한국도로공사)

고속도로공사

전 문 시 방 서

(‘00. 한국도로공사)

성 토 다 짐

1층다짐두께 다짐장비 다짐관리규정

상부

노체두께

표 1. 여러기관의 암성토에 관한 시방기준

중간복토 규정

F 15M 15〈5,

F 15M 85

〈5

자연상태의 건조 도(t/㎥)

다져진상태의 건조 도(t/㎥)

흐트러진 상태의 토량(㎥)

자연 상태의 토량(㎥)L= = (2)

자연상태의 건조 도(t/㎥)

흐트러진상태의 건조 도(t/㎥)

구 분 표준품셈 일본품셈 토공기준 설계적용

토 사 1,700 0.85~1.90 0.85~0.95 0.875 노체 : 0.975(A다짐)

풍화암 2,000 -1.00~1.30

1.10 1.10

연 암 2,300 1.00~1.30 1.15 1.15

보통암 2,400 1.20~1.40 1.20~1.40 1.30 -

경 암 2,600 1.30~1.50 1.30~1.50 1.40 1.30

표 2. 토량환산계수, C값의 적용

Technical Research

형현장

도시험을이용한토량환산계수산정에관한연구

91No.55. 2007. 12

3. 형현장 도시험방법

형현장 도시험은 해안매립지역의 암성토구

간을 상으로 토량환산계수를 산정하기 위하여

실시하 으며, 설계시 적용된 매립지반의 토량환

산계수를 실질적으로 확인하고자 하 다.

형현장 도시험은 그림 1과 같은 과정으로 수

행하 다.

그림 1. 현장 도시험 수행과정

1) 시험공:1.5×1.5m규격 2) 굴착작업 3) 굴착 및 상차작업 4) 굴착지반 정지작업

5) 굴착 후 지반상태(1) 6) 굴착 후 지반상태(2) 7) 수량계측 8) 물에 의한 체적측량

9) 굴착바닥면 10) 지표면 수평확인 11) 물 온도측정(체적보정) 12) 양수후 지반형상확인

먼저 시험 상 부지에서 가로세로 1.5m정도로 측

량한 후 약 1.0~1.5m정도로 굴착작업을 실시한 후

굴착토는 중량을 확인하기 위해 개근을 실시하 으

며, 이때 시험전 트럭의 공차중량은 반드시 사전에

확인해야 한다.

그리고 시험 상 위치의 시료를 채취하여 시험공

의 함수비 측정하고, 시험공 체적을 측정하기 위해

굴착공내 비닐을 2겹포설한 후 물차와 형계량기

를 이용하여 시험공내에 물을 채운다. 물의 온도를

측정하여 도를 보정하며, 굴착토사량과 체적과의

관계를 이용하여 시험부지의 습윤단위중량과 건조

단위중량을 계산한다.

이와 같이 물치환에 의한 현장 도시험으로부터

구한 건조단위중량을 이용하여 토량변화율을 산정

할 수 있으며, 이는 보다 정확한 현장의 토량환산계

수를 결정하기 위한 시험방법이라 판단된다.

롯데건설92

4. 시험결과 및 고찰

4.1 암과 토사의 체적부피비 산정

해안매립부지의 암성토지역을 상으로 토량환산

계수를 파악하기 위하여 3개소에 하여 형현장

도시험을 실시하 으며, 시험과정은 앞서 설명한

바와 같이 실시하 다. 그림 2는 채취시료에 한

입도분석결과이다. 입도시험결과 한국토지공사 토공

관리지침의 입도범위와 비교하면 Test-1의 경우에

는 만족하고 있으나, Test-2,3의 경우에는 입도분

포범위를 벗어나고 있다. 즉 암의 절취 및 운반과정

에서 파쇄가 많이 진행된 것으로 암의 변질과 미세

균열발달, 풍화 및 절리발달로 다량의 세편화가 되

었음을 의미한다.

체적부피비는 입도분석결과로부터 구하 으며,

입도는 최 300mm, 최소 5mm정도의 현장용 체

분석기를 제작하여 분석하 다. 분석결과 암의 부피

비는 Test-1, 2, 3의 경우 각각 69.4%, 73.5%,

74.5%이며, 토사의 부피비는 30.6%, 26.5%,

25.5%이다.

그림 2. 매립지역의 입도분석결과

4.2 암성토의 토량환산계수 산정방법

앞서 구한 체적부피비와 현장에서 측정한 성토부

의 건조단위중량( )을 이용하여 토사와 암이 혼합

된 지반에서 암의 건조단위중량( )를 이용하여 토

량환산계수를 간접적으로 구할 수 있다. 즉 비다짐

성토(혼합토) 1㎥의 건조단위중량( )은 성토량(혼

합토) 1㎥속의 토사의 무게와 발파암 무게를 합한

중량이라면, 비다짐성토(혼합토) 중의 비다짐 암의

건조단위중량 를 다음과 같이 계산할 수 있다.

아래 식에서 V1과 V2는 각각 토사와 암의 체적부

피비를 말하며, 토사지반의 건조단위중량은 다짐시

험결과 1.648t/m3를 적용하 다.

γds

γds

rd́

rd́

TEST-1 1.018 2.440 2.396 11.3 2.153 2.376 2.472 1.041

TEST-2 0.624 1.470 2.356 9.8 2.145 2.324 2.472 1.064

TEST-3 0.729 1.680 2.305 7.0 2.154 2.327 2.472 1.062

Technical Research

형현장

도시험을이용한토량환산계수산정에관한연구

93No.55. 2007. 12

따라서, 비다짐성토(혼합토)상태 때의 토량환산계

수를 C라 하면, C는 자연상태의 건조단위중량( )

을 비다짐성토(혼합토)상태의 건조단위중량( )으로

나누어주면 된다.

rd́

rd

물치환법에 의해 산정된 암성토부의 발파암 평균토

량환산계수는 1.055로서 풍화암의 토량환산계수 1.1보

다 작은 값이 나타났다. 암의 토량환산계수가 보다 작

게 나타난 원인은 암성토지반의 공극채움재와 다짐

및 파쇄에 의한 지반침하로 구분할 수 있으며, 이 부

분은 다음 절에서 상세하게 기술하 다.

그리고 토량환산계수 산정시 암의 자연상태 건조단

위중량( )은 시추조사시 core시료의 실내토질시험

결과를 평균하여 2.472t/㎥를 적용하 지만, 암석의

경우 심도와 위치에 따라 특성이 달라지므로 현장시

험시 사전에 조사위치에서 암의 자연상태 건조단위중

량( )을 산정해야한다. 즉 표 3에서와 같이 자연상

태 건조단위중량( )은 토량환산계수 C값의 주된

향인자이기 때문에 매우 정확한 값이 요구된다.

rd

rd

rd

표 3. 토량환산계수, C값의 적용

명 칭 구덩이

체적

현장측정

(A)

계량값

(B)(C)=B/A (D)

(E)=C/

(1+D/100)

식(4~6)

(F)(G)

식 (7)

(H)=G/F

혼합토

습윤중량

(t)

습윤

단위중량

(t/㎥)

함수비

W

(%)

건조단위

중량,

(t/㎥)(t/㎥) (t/㎥)

C평균

C값

시험위치

암성토

매립지1.055

rd́ rdrds

롯데건설94

4.3 암성토지반의 공극채움재 산정

국내 시방서에는 일반적으로“부득이 암재료를 사용

성토할 경우에는 암재료 성토층과 일반재료 성토층이

교차하도록 시공한다”라고 규정하고 있다. 또한 암성토

축조공사에선행하여최적의축조방법을강구하기위해

시험성토를실시하여다짐침하량및다짐횟수를산출하

도록 하고 있다. 암버럭을 이용하여 성토를 할 경우에

는 교통하중에 의한 진동, 침투수 등에 의하여 세립자

가 암버럭 사이의 공극으로 이동하여 침하가 발생될 가

능성이 있으므로 이를 고려해야 한다. 또한 표준품셈

(2006)에서도“암을 토사와 혼합성토할 때는 공극채움

으로 인한 토사량을 계상할 수 있다”고 하 다. 이와 같

이 공사특성상 암성토시 공극사이로 매립된 토사량은

토공량산정에있어서증감의원인을제공하고있다.

우리나라의 건설표준품셈은 품에 한 실사자료가

많지 않기 때문에 부분 일본자료를 많이 이용하고

있는 실정이다. 특히 암의 토량환산계수는 토질조사시

에 측정도 불가능 하고 시공시 실시하더라도 암질 및

절취방법, 천공방법, 천공간격, 암과 토사의 혼합성토

비율 등으로 편차가 매우 크다.

또한 현재 우리나라의 절취를 위한 암분류는 풍화암,

연암, 보통암, 경암으로 구분하고 있으나, 토량변화률

적용을 위한 암분류에서는 풍화암이 별도로 구분되어

있지 않다(표 2참조). 일반적으로 부지에 매립하는 암성

토의 경우 토량환산계수(토량산정)는 선정된“C”값에

따라 성토량을 결정하고 있지만, 별도의 시험방법 및

시방규정이 정립되지 않고 있어 통상적인 값에 의존하

고 있어 현장특성을 제 로 반 하지 못한 계수가 적

용되고 있다. 따라서 암성토지반의 시험시공에 의한 많

은 Data축적과 관련시험법 및 연구에 의해 암성토지반

의 공극채움재의 산정이 절실히 필요하다고 판단된다.

4.4 암성토지반의 토량환산계수에 관한 고찰

토량환산계수의 증감현상은 암버력 쌓기재와 상부

세립분 쌓기재와의 입자크기로 인한 세립토 침출, 암

버력 쌓기에 따른 다짐방법, 암버력 쌓기시 파쇄, 또

는 수침반복 등에 의한 연화로 인한 침하발생, 비다

짐부에 한 시방규정 미비, 발파암의 일률적인 토량

환산계수 적용, 실시설계시 현장 및 실내토질시험 부

족과 경험적인 값에 의존하는 등 여러 가지 근본적

인 문제점에 안고 있다.

특히 암성토시 파쇄와 해안매립지에서의 연화로

인한 침하발생현상은 현장에서 빈번하게 발생하고

있으나 부분 현장에서는 이를 규명하지 않고 경험

장비하중

암성토지반의 계획고

다짐 및 파쇄에 의한 지반고 △h(지반침하)암석

공극

응력집중 균열 및 파쇄

(a) 시공중

그림 3. 암성토지반의 다짐 및 파쇄에 의한 지반침하

(b) 시공완료후

Technical Research

형현장

도시험을이용한토량환산계수산정에관한연구

95No.55. 2007. 12

적인 값에만 의존하고 있는 실정이다. 실제 암성토지

반의 경우 그림 3과 같이 장비하중 및 다짐에 의해

암반의 파쇄가 발생하며 이는 결과적으로 토공량의

직접적인 증감원인을 제공하고 있다.

또한 매립구간에서 풍화 및 변질작용이 강하

게 진행되는 암석의 경우에는 응력집중 및 장비

하중에 의해 암석약화와 균열의 형성을 초래하

게 된다. 즉 이러한 결과는 그림 3의 (a)와 같

은 상태에서 수분공급이 빈번하거나 오랜 기간

이 경과하면 암이 약화되어 응력이 집중된 부분

이 파괴되며, 결과적으로 그림 3의 (b)와 같은

상태로 암성토체의 침하를 유발하게 된다.

그림 4는 암성토지반의 지반침하에 관한 모식도

이다. 그림 4의 (a)는 설계시 이상적인 토사와 암반

지반의 성토고를 나타낸 것이며, 그림 4의 (b)는 암

성토지반의 경우 설계시 토량환산계수 C값에 의존

하고 있는 암반의 공극을 고려한 것이다. 그리고 그

림 4의 (c)는 암성토지반내 공극이 암재료의 풍화

및 파쇄 그리고 연화현상과 암성토층 상부세립토의

침출 등에 의한 지반침하현상을 나타낸 것이다.

이와 같이 암석의 공극은 토량환산계수에 의

해 결정되지만, 실질적으로 현장에서 공극의 측

정이 매우 어려운 실정이다. 하지만 토량환산계

수를 정확히 측정하기 위해 형현장 도시험을

실시하 으며, 현장 형 도시험으로부터 구한

C값과 설계도서에 있는 평균 토량환산계수 C값

을 비교함으로써 실제적인 증감토량을 간접적으

로 추정할 수 있을 것으로 판단된다.

그림 4. 암성토지반의 지반침하모식도(Unit :%)

(a) 설계(암성토지반) (b) 설계(암의 토량환산계수, C=1.4일 경우) (c) 시공(공극채움)

암성토의 경우 여러 가지 현상에 의해 토공량의

증감원인을 제공하고 있으나, 이에 한 조사 및 시

험방법 등 구체적인 기술 등이 부족한 실정이다. 특

히 토량환산계수는 실시설계시 부분 경험적인 값

에 의존하고 있으므로 현장 및 토질여건에 따라 정

확한 현장시험시공에 따라 결정되어야 하지만, 현장

에서는 여러 가지 조건을 고려한 토량변화율을 검

토하여 적용하려는 의지와 관계시간의 노력이 부족

한 상태이다. 이를 설계에 반 하기 위해서는 보다

많은 현장시험과 정확한 측정방법이 요구되고 있으

나 무엇보다 이를 인정하지 않은 기술자의 불신과

현실이 가장 큰 문제점이라 판단된다.

5. 결론

본 연구에서는 해안매립지역에서의 암성토 시공

현장을 상으로 토량환산계수를 산정하기 위하여

형현장 도시험을 실시하 으며, 결론을 다음과

같다.

1. 암성토지반의 경우 토량환산계수는 매우 중요

한 설계항목으로 이를 정확히 측정하기 위해

형현장 도시험을 실시하 으며, 현장 형

도시험으로부터 구한 C값과 설계도서에 있는

평균 토량환산계수 C값을 비교함으로써 실제

적인 증감토량을 간접적으로 추정할 수 있을

것으로 판단된다.

2. 형현장 도시험결과 암성토부의 발파암 평

균토량환산계수는 1.055로서 풍화암의 토량환

산계수 1.1보다 작은 값이 나타났다. 암의 토량

환산계수가 보다 작게 나타난 원인은 암성토지

반의 공극채움재와 다짐 및 파쇄에 의한 지반

침하에 의한 것으로 판단된다.

3. 해안지역의 암성토 시공사례를 통하여 토량환

산게수를 검토하기 위한 조사방법중 형현장

도시험방법이 매우 유용한 방법임을 확인하

다.

4. 설계시 일반적인 토량변화률에 의한 의존하고

있어 보다 합리적인 암성토의 토공량을 산정하

기 위해서는 현장시험자료의 축적과 더불어 지

속적인 연구가 진행되어야 할 것이다.

참고문헌

1. 이종출, 이 , 정진호, 김진수(2003), 수치사

진측량기법을 이용한 토량환산계수 산정, 한

토목학회 2003년도 정기 학술 회 논문집,

pp. 4459~4464

2. 임창규, 정진호, 이병길(2003), 규모 현장실

험을 통한 토량환산계수 산정 연구, 한토목

학회 2003년도 정기 학술 회 논문집, pp.

3706~3710

3. 이종출, 차성렬, 장호식, 김진수(2003), 수치

상을 이용한 토량환산계수, 한국측량학회

2003 추계학술발표회 논문집, pp. 169~174

롯데건설96

Technical Information

온돌마감공사품질확보방안

97No.55. 2007. 12

기 술 정 보

온돌마감공사품질확보방안

박박승승진진 엄궁동주공아파트재건축현장품질팀장 ([email protected])

1. 서론

공동 주택의 온돌 바닥 난방 시스템은 바닥 슬래브 위에 단열 완충재 20~30㎜,

기포 콘크리트 40~50㎜, 온수 배관, 마감 몰탈 40~50㎜ 및 최종 마감재로 구성되어 있다.

온돌 바닥 미장 위에 시공하는 온돌 마루 등의 마감재는 바탕면의 균열이나 습기에 의하여 하자가 발생하

기 쉬우며, 하자 발생시에는 보수금액이 크고, 하자 책임이 불분명한 경우가 많다.

따라서, 온돌 바닥 미장 및 상부에 시공하는 마감재의 하자 방지를 위하여 철저한 품질관리가 이루어져야

한다. 이를 위하여 온돌 마루의 선행 공종에 하여 현장 품질 관리 항목과 시방 기준을 제시하여 소요 품질

을 확보하고 하자 발생을 예방하는데 목적이 있다.

2. 단열완충재

단열 완충재는 소요의 단열 성능과 층간 소음 완충 성능을 지닌 자재를 선정하여 본문에서 제시한 시방 기

준에 따라 정 시공하여야 한다.

2.1 측면완충재

① 두께 : 5㎜ 이상

② 동탄성계수 : 150MN/㎥ 이하

③ 흡수율 : 4% 이하

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롯데건설98

2.2 바닥완충재

① 두께 : 20㎜ 이상 30㎜ 이하

② 품질기준(표 1. 단열완충재의 성능 기준)

3. 기포 콘크리트

3.1 기포 콘크리트 재료의 품질관리

1) 배합 확인 및 견본 시공 : 본공사를 진행하기

전에 기포 콘크리트가 규정 배합 로 혼합되는

지 확인하고 견본 시공을 한다.

2) 굳지 않은 상태

굳지 않은 상태의 시험은 1일 2회(오전/오후

각 1회) 실시한다. 시험항목은 기포 슬러리 비

중, 플로값을 시험한다. 판정기준의 예는 표 2

에 나타낸다.

3) 압축강도

압축강도는 지름 10㎝, 높이 20㎝의 원주형

공시체로 한다. 압축강도 시험은 1일 1회 실시

하고, 표 3에 나타낸 각 품별 압축 강도 이상

이어야 한다.

4) 단열 등의 성능 시험

기포 콘크리트의 성능 기준은 표 3과 같으며,

현장에서 시험을 실시하는 항목 외에 열전도

율 시험을 공인 기관에 의뢰시험을 실시하여

야 한다.

표 1. 단열완충재 성능 기준1

항 목

외형 도/규격/형상 �구성 상태 및 형상 표기 도 : KS M ISO845

동탄성계수 �40MN/㎥ 이하 KS F 2868

손실계수 �0.1~0.3 KS F 2868

흡수량 �4% 이하(그 이상은 방수조치) KS M ISO 4898

치수안정성 �5% 변화 이내 KS M ISO 4898

동탄성계수 �가열전 값의 +20% 이내 KS M ISO 4898

손실계수 �0.1~0.3 KS M ISO 4898

충격음성능

내구성가열후

단열설계

열전달율 또는열관류율

KS L 9016�두께 20㎜ : 0.041W/m.k 이하단, 두께 20㎜ 초과 30㎜ 이하인 경우슬래브 및 온돌층 전체 열관류율값이 0.81W/m.k 이하로 적용

성능 기준 측정 기준(KS)

1 한주택공사 전문시방서 32952 바닥 및 측면완충재 공사

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온돌마감공사품질확보방안

99No.55. 2007. 12

표 2. 기포 콘크리트 품질관리 기준의 예2

시험항목 시험빈도 목표치시험 방법

배합

확인

시험

경화전

시험

경화후

성능

시험

기포

생비중50±5

220±20

0.65±0.05

60±5%

220±20

0.65±0.05

0.160 이하

(0.138 이하)

플로우값

플로우값

1일 2회

슬러리

비중

슬러리

비중

압축

강도

열전도율제조업체별

또는공구별

1일 1회

기포율

배합

선정시

�제조업자의 희석비율에 따라 기포제와 용수를 희석하여 기포군을 발생시켜

무게를 측정한다.

�무게는 1ℓ의 용기에 기포군을 채취하여 그 비중을 1g 단위까지 측정한다.

�1000㎖ 용기에 슬러리를 상부까지 붓고 용기 중량 을 뺀 후 시료

중량 측정

�비중 = 시료중량(g)/1000(㎖)

�500cc 메스실린더에 시료 200cc를 넣고 물 200cc 를 더하여 기포를 분리

시킨다. 그 후 알콜 100cc를 더하여 완전히 소포시킨 후 메스실린더 눈금을

읽어 체적을 측정한다.기포율 = 소포전체적 - 소포후체적

시료량

�크기 350×350㎜의 유리판위에 직경 80㎜, 높이 80㎜의 원통을 세운 후

채취된 기포 슬러리를 붓고 남은 윗부분을 제거한다. 원통을 들어

올려 1분후의 시료가 퍼진 최 직경과 최소 직경을 측정하여 평균값을

구한다.

�크기 350×350㎜의 유리판위에 직경 80㎜, 높이 80㎜의 원통을 세운 후

채취된 기포 슬러리를 붓고 남은 윗부분을 제거한다. 원통을 들어올려 1분

후의 시료가 퍼진 최 직경과 최소 직경을 측정하여 평균값을 구한다.

�크기는 30x30㎝, 두께 5㎝ 또는 설계치수의 공시체 3개를 현장 제작한다.

�공시체를 건조시킨 후 공인기관 시험 의뢰

�지름 10㎝, 높이 20㎝ 원형 공시체 3개를 하중속도 매초 1~2㎏f/㎠으로

힘을 가해 공시체가 파괴되었을 때 최 하중을 공시체의 단면적으로

나누어 계산한다.

�1000㎖용기에슬러리를상부까지붓고용기중량을뺀후시료중량측정

�비중= 시료중량(g)/1000(㎖)

표 3. 기포 콘크리트 시험 규정치

구 분

0.4품

0.5품

0.6품

겉보기 비중

7일 28일

압축강도MPa(kgf/㎠)길이변화율(%)

열전도율

W/m.k

(㎉/mh℃)

0.30이상

0.40미만0.5(5.10)이상

0.9(9.18)이상 1.4(14.28)이상0.160 이하

(0.138 이하)

0.8(8.15)이상0.130 이하

(0.112 이하)0.5

0.4

0.3

0.40이상

0.50미만

0.50이상

0.70미만1.5(15.30)이상 2.0(20.39)이상

0.190 이하

(0.163 이하)

2 KS F 4039 현장 타설용 기포 콘크리트

7일 : 0.9MPa 이상

28일 : 1.4MPa 이상

롯데건설100

3.2 기포층의 양생관리

① 압축강도는 0.5MPa(5.1㎏f/cm2) 이상일 때 후

속공정을 진행한다.(후속작업의 진행에 지장이

없는 강도 확보 및 엑셀 파이프 고정핀이 이

탈되지 않을 정도)

② 목표강도에 도달하는데는 약 5~7일 정도 소요

되므로 해당 기간 동안 후속작업을 금지한다.

4. 온돌 방바닥 미장

4.1 온돌 방바닥 미장 재료의 품질관리

1) 굳지 않은 상태의 시험

굳지 않은 상태의 시험은 1일 2회(오전/오후 각

1회) 실시하며, 시험 항목은 플로우(Flow) 시험

이며, 170±20㎜로 관리한다. 시험방법은 상부

지름 69.8㎜, 하부지름 100㎜, 높이 50㎜의 콘

을 사용하며, 별도의 다짐없이 부어넣은 후 콘

을 들어올려 퍼진 직경을 2회 측정하여 평균값

을 구한다.

2) 압축강도 시험

공시체의 제작은 50×50×50㎜의 몰탈용 몰

드를 사용하여 제작하고, 압축강도 시험은 1일

1회 이상 실시하며, 합격의 판정은 재령별로

아래의 값 이상으로 한다.

① 7일 : 10MPa(102㎏f/㎠)

② 28일 : 15MPa(153㎏f/㎠)

4.2 온돌 방바닥 미장 시공관리

1) 타설전 관리사항

① 기포층의 강도 0.5MPa(5.1㎏f/㎠) 이상일

때 후속공정을 진행한다.

② 기포층이 과다하게 건조된 경우에는 방바

닥 미장 몰탈의 수분을 흡수하여 균열이

발생할 수 있으므로 방바닥 미장 시공전에

물을 뿌려 함수시킨 후 시공하는 것이 바

람직하다.

③ 온수 파이프는 바닥면에 견고하게 설치하고

들뜨지 않게 고정한다.

2) 혼합 및 압송장비 관리

① 반죽질기를 일정하게 유지하여야 하고, 압송

전 믹서에서 균일하게 혼합한 후 압송하여

야 한다.

② 혼합 수량을 일정하게 유지하여 품질 변동

을 방지한다.

3) 미장 시공관리

① 충분한 인원을 확보하여 물때를 놓치지 않

고 적기에 시공하여야 한다.

② 미장 작업 횟수가 많을수록(4~6회) 바닥면

이 매끄럽고 경화체가 치 해지므로 소성

수축에 의한 초기 균열을 예방할 수 있다.

4.3 온돌 방바닥 미장 양생관리

1) 시공후 보행이 가능한 시점까지 양생한 후 타

설면에 살수하여 습윤양생을 실시한다.

2) 초기 양생중(최소 3일) 출입을 차단하며 진동,

충격, 중량물 적재를 금지한다(특히 1층 및 호

이스트 라인 세 주의, 최소 7일 경과후 재하).

(∵ 양생초기(7일간 이내) 출입 시에는 바닥면

힘 현상으로 모래입자 돌출됨.)

3) 습윤 양생시 바닥에 비닐 등을 깔아서 습기의

증발을 막고, 출입을 철저히 통제하여 표면 손

상을 방지한다.

4) 보일러 가동이 필요한 경우에는 양생기간 3개

월 경과 후에 가동하며, 저온에서부터 1주일간

서서히 온도를 상승한다(5℃/일 이내로 천천히

온도를 올린다.).

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온돌마감공사품질확보방안

101No.55. 2007. 12

5. 온돌 마루 하자 원인 및 방지

책

온돌 마루의 하자 발생 원인은 표 4.와 같이 다양

하지만, 그 중에서도 바탕면의 습기에 의한 하자는

책임소재가 불분명하고 보수 비용이 크므로 큰 문

제가 되고 있다.

5.1 바탕면 습기에 의한 하자 발생 원인

1) 바탕면의 수분

온돌 마루의 바탕면은 습식으로 시공되는 기포

및 방바닥 미장 몰탈로 구성되어 있어서 시공

과정에서 많은 수분을 포함하고 있다.

이러한 습기가 양생과정에서 충분히 제거되지

않고 입주후 난방에 의하여 수분이 표면으로

이동하여 온돌 마루재의 습기 변색이나 들뜸

하자를 발생시키게 된다.

표 4. 온돌 마루의 시공 하자 발생원인 및 보수방법

구 분 발생원인 보수방법

�바닥면 평활도 불량

�바닥면 이물질 제거 미흡

�접착제 도포량 부족

�접착제 배합 불량

�바닥 습기 과다

�바닥면 강도 부족

�완전 착시공되지 않았을 경우

�시공전 바닥 균열을 보수하지 않았을 경우

�고열난방

�중첩시공

�접착강도 부족

�시공자의 부주의로 인한 표면오염

�접착제 과다 도포로 인하여 표면으로 배어나옴

�시공시 무리한 힘을 가할 경우

�시공자의 부주의로 파손된 제품 시공

�부주의로 인한 찍힘 및 스크래치

�운반 부주의로 인한 파손

�시공 바닥에 과도한 수분

�공사 불량으로 결로 발생시, 시공후 온돌 파이프

�누수 등 습기가 제품으로 침투하여 제품 표면이

변색됨

�사용중 제품표면으로의 장시간 수분 침투

�경성 메움재를 사용하여 보수

① 인두를 사용하여 경성 메움재로 파손부위를 매움

② 메운 부분에 열저항성 크림을 바름

③ 인두를 사용 평탄작업 후, 샌딩

④ 나이테 펜을 사용, 나이테를 그리고 투명

스프레이를 뿌림

�바탕면을 충분히 건조한 후 마루재 시공

�누수의 근본 원인을 찾아 조치

�부분적으로 변색이 발생되었을 경우 하자 발생 부분 교체

�미세한 습기변색의 경우는 표면에 헝겊을 고

다리미로 가열하여 제거

�경화전 꽉 짠 물걸레나 알코올을 사용하여 제거함

�브릴 로우(연마제)를 사용하여 제거

�유사한 색상의 틈새 메움재(필오우드)로 제품간

벌어진 틈을 메움

�표면 보수재로 메우기 힘들 경우 하자 부분을

교체

�마루판을 드릴(�1㎜)로 구멍을 뚫은 다음 보수용

접착제를 주사기로 주입

�이쑤시개로 구멍을 매운 후 경성 메움재로

마감처리들 뜸

틈 벌어짐

표면 오염

표면 손상

습기 변색

롯데건설102

2) 방수 불량

① 방수 불량

욕실이나 세탁실 등의 물을 사용하는 부위의

방수에 한 고려가 부족한 경우 수분이 스

며나와 습기 변색이 발생할 수 있다.

② 욕실 하부씰 주위

욕실 하부씰 주위 방수처리가 불량하여 습기

변색이 발생하는 경우가 있다.

3) 결로

발코니 등을 확장하여 단열이나 결로에 한

처리가 불충분한 상태에서 온돌 마루재를 시공

하면 결로에 의한 수분 발생 및 습기 변색(곰팡

이 발생) 하자가 발생하기 쉽다.

4) 누수

① 설비 누수

② 우수 처리 미흡

③ 누수 사고

5) 들뜸 방지

① 접착력 확보

② 습기에 의한 접착력 저하

5.2 예방 책

1) 바탕면 건조 철저

온돌 마루판 시공 전에 바탕을 충분히 건조시

키고 바탕 건조 상태를 확인한다.

① 충분한 양생기간 확보

방바닥 미장의 양생기간은 습기에 의한 하자

발생에 큰 향을 미친다. 양생기간이 6개월

이상인 경우에는 습기하자의 발생이 거의 없

으며, 양생기간이 3개월 미만인 경우에는 습

기하자의 발생 가능성이 높은 것으로 알려져

있다. 따라서 공정계획 수립시에는 충분한 양

생기간을 확보할 수 있도록 계획하여야 한다.

② 마루판 시공전 난방 실시

양생기간이 6개월 이하인 경우에는 1주일

정도 난방을 실시하여 바탕면의 수분이 충분

히 건조되었는지 표면 수분계 등을 이용하여

확인한 후 시공하여야 한다.

2) 방수 철저

① 방수 철저

욕실 및 물을 사용하는 발코니에는 방수턱을

설치하고 시멘트 액체 방수 및 모서리 보강

방수를 철저히 하여 누수가 발생되지 않도록

한다.

② 욕실 하부 씰 주위 방수 처리

적정한 욕실 씰을 선정하고 씰과의 틈새는

씰링 또는 방수처리를 철저히 하여야 한다.

3) 결로 방지

발코니를 확장하고 바닥을 온돌 마루로 시공

하는 경우에 결로로 인한 마루판 변색이 발생

할 수 있다. 따라서 발코니 확장시는 결로에

한 단열 보완을 철저히 하여야 하며, 창틀에

발생하는 수분이 온돌 마루쪽으로 흘러내리지

않도록 한다.

4) 누수 비

① 설비 누수

온돌 마루 시공전 난방 실시 및 설비의 작동

상태를 확인하여 배관 등에서 누수가 있는지

사전에 점검한다.

② 우수 비

방통 몰탈 시공후 창호 및 유리 설치를 적기

에 설치하여 빗물 등이 세 내부로 들이치

지 않도록 하여야 한다.

5) 들뜸 방지

① 하중 재하

사전에 모래 주머니를 만들고 온돌 마루판

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온돌마감공사품질확보방안

103No.55. 2007. 12

접착 시공후 상부에 모래 주머니를 설치하여

하중에 의하여 부착력이 일정하게 확보될 수

있도록 한다.

② 습기

바탕면의 습기는 온돌 마루 접착제의 접착

성능을 저하시키므로 바탕면의 건조가 중요

하며 접착제는 습기가 있어도 적정 접착력이

확보될 수 있어야 한다.

③ 배합 및 시방 준수

마루판의 접착제는 규정 배합 및 사용가능시

간(Open Time)을 준수하고, 관련 시방에

따라 정 하게 시공하여야 한다.

[참고문헌]

1. 온돌 공사 시공품질계획서, 롯데건설 인천구월

동 현장, 2006.

2. 공동주택 온돌구조의 바닥모르터 균열방지 및

내구성 연구 보고서, 우건설, 2001

3. 공동주택 온돌바닥 모르타르의 균열방지 연구,

한주택공사, 2001

4. 온돌 채움용 경량기포콘크리트의 품질관리방

안 개선 연구, 한주택공사, 1999

5. 한일, 아세아 기술자료

6. KS F 4039(현장 타설용 기포 콘크리트)

7. 한주택공사 전문시방서 - 31925 바닥 및 측

면완충재 공사

8. 한주택공사 전문시방서 - 20610 경량 기포

콘크리트

9. 한주택공사 전문시방서 - 31320 온돌마감

롯데건설104

기 술 정 보

단열성능을고려한창호결로평가방법

문문찬찬 기술연구소연구기획담당선임연구원 ([email protected])

이이명명준준 연세 건축공학과 ([email protected])

1. 서 론

1.1 연구의 목적 및 배경

창호는 조망과 채광 그리고 환기의 측면에 있어서 중요한 역할을 한다. 따라서 열적

인 측면에 있어서 취약점이 있음에도 불구하고 오래전부터 건축물의 중요한 구성요소로 적용되고 있다. 최근 초고

층 주거건물이 지속적으로 건설되고 있는 시장환경에서 건물 외피의 경량화 및 단열성능 강화의 필요성이 커짐에

따라 실내외 온열환경 및 에너지 효율에 많은 향을 미치는 창호의 역할은 그 중요성이 커져가고 있다. 그러나 건

축물에 요구되는 성능 중에서 특히, 단열성능이 취약한 창호의 특성은 해결해야 할 여러 문제점을 내포하고 있다.

최근 공동 주택 및 주상복합 건물의 주거 역에서는 공간을 보다 효율적으로 이용하기 위하여 발코니 확장

이 일반화된 상황으로 겨울철 낮은 외기 온도로 인하여 창호부위의 결로문제는 더욱더 심각해지고 있다. 이와

같은 문제점을 인식하여 본 연구에서는 단열성능을 바탕으로 결로예방을 위한 창호의 결로방지성능 평가방법

에 관한 연구를 진행하 다.

본 연구에서는 주거 건물에서 특정 창호의 도입시 창호의 종류에 따른 결로의 발생유무와 발생 정도를 정량

적으로 예측할수 있고 창호의 성능을 보강할 경우에 그 정도를 정량적으로 나타낼 수 있는 알고리즘과 시스템

을 구축 하는 것을 목적으로 한다.

본 연구를 위해 특정 지역의 기후를 바탕으로 프레임 재질에 따른 열성능과 이와 조합되는 유리에 따른

창호의 결로방지성능을 평가하는 방법을 제시하 다. 즉, 특정 지역에 특정 창호의 도입시 결로 발생 유무와

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단열성능을고려한창호결로평가방법

105No.55. 2007. 12

창호의 성능을 보강함에 있어 결로 방지 성능 향상

수준을 정량적으로 평가하는 방향으로 연구를 진행

하 다.

기호설명

TRwi : 창호의 온도저하율

Tswin : 창호의 표면온도[℃]

Ch : 결로발생시간

CD : 결로발생일

CDT : 총결로발생일수

TRin : 실내온도저하율

Tin : 실내온도[℃]

Tco : 실내노점온도[℃]

Tam : 외기온도[℃]

1.2 연구의 방법

본 연구를 위한 창호의 프레임 재료로는 내부에

Thermal Breaker가 삽입된 알루미늄 프레임과

PVC 프레임, Alwood (Aluminum+Wood) 프레

임을 선정하 고, 창호의 재료별 결로 방지 성능

비교를 위하여 각 종마다 다섯 개의 비슷하지만

다른 디자인의 프레임을 선정하 다.

또한 이 프레임 재료에 일반 복층 유리가 삽입

된 경우와 이를 보안하기 위한 안으로 Low-E

코팅이 된 복층 유리가 삽입된 경우를 바탕으로

창호를 구성하여 시뮬레이션을 통해 전열 해석을

실시하 다. 다음 단계로는 각 프레임별 창호의 온

도저하율 (TDR : Temperature Difference Ra-

tio) 을 계산하 고, 각 프레임 재료별 평균 온도저

하율 값을 바탕으로 총 여섯 가지의 안들을 구

성하 다.

다음 단계로 이 여섯 가지 안들을 기상데이터

를 이용한 결로 발생률을 구하는 알고리즘을 통하

여 결로가 발생게 되는 일수를 산출해 내어 결로

발생률의 값을 계산하 다. 마지막으로 창호 재료

별 결로 방지성능을 평가함과 동시에 이러한 단계

들을 통한 결로 방지성능을 평가하는 방법론을 제

시하 다.

2. 결로방지 성능평가 방법

2.1 결로발생시간

본 연구의 진행을 위해 부산 지역의 기상데이터

를 선정하여 결로가 발생되는 시간을 정량적으로

계산하는 알고리즘을 구축하는데 이용하 다. 식(1)

에서 (6)은 알고리즘에 적용되는 관계식이고, 실내

외 온도차를 기준으로 어느 특정 지점의 온도가 저

하되는 비율을 나타낸 온도저하율을 바탕으로 식을

변형하 다. 식(1)은 실내 노점온도를 중심으로 한

실내 온도저하율이고 식(3)은 창호의 표면온도를 중

심으로 한 창호의 온도저하율이다.

이 두 식을 창호의 표면온도가 실내의 노점온도

보다 낮을 때 결로가 생긴다는 원리에 적용하여 식

(6)과 같이 창호의 온도저하율이 실내 온도저하율보

다 클 때 결로가 발생한다는 식을 도출하 다.

(1)

(2)

(3)

롯데건설106

표 1. Frame material information

EPDM: Ethylene Propylene Diene Monomer

MaterialConductivity

(W/m℃)

Aluminum

EPDM

PVC

Silicon

Silica Gel

Wood

237

0.25

0.25

0.17

0.35

0.13

0.11

0.9

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Therm5.2Material Library

Polyamide(Nylon)

Frame Cavity

출 처

표2. Double glazing information

Clear

24 (12 air)

2.727

0.0644

24 (12 air)

1.743

0.0308

Thickness(mm)

U-factor(W/m2-K)

Keff(W/m-K)

Low-E coating

표3. Boundary condition

Exterior

-10

-

26.0

5.5

50 KS F2295

ASHRAE/NFRC

(WindowLibrary)

20 KS F2295

Interior 출 처

Temperature(℃)

Convection(W/m2-K)

Wind Speed(m/s)

RelativeHumidity

(%)

2.2 결로발생일수

기상데이터의 시간별 외기 온도를 실내 온도저하

율 계산식에 도입함을 통해 식(7)과 같이 시간별 결

로 발생 유무를 파악할 수 있다. 그러나 결로의 발

생 유무는 순간적으로 발생하는 것이 아니라 외부

향력이 실내 창호의 표면에 도달시에 결로 발생

이 진행되기 때문에 외부의 향력이 창호의 실내

표면에 도달하는 시간을 감안하여 알고리즘을 구성

하 다. 본 연구에서는 외표면에 미치는 향력이

내표면에 도달할때까지 1시간 에서 2시간 정도 소

요된다는 것을 가정하 다. 따라서 식(8)과 같이 하

루동안 결로가 발생하는 시간이 2시간 이상일 경우

에 결로 발생일로 판단하고 식(9)와 같이 총 결로발

생일수를 바탕으로 연중 결로 발생률을 계산하 다.

결로 발생률의 상 기간은 외기 온도가 낮아 결로

인 경우 결로가 발생하므로

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

Technical Information

단열성능을고려한창호결로평가방법

107No.55. 2007. 12

가 발생하기 쉬운 11월 1일부터 2월 28일 (120일)

까지로 설정하 다.

3. 창호의 결로 방지성능 평가

3.1 온도저하율을 통한 단열성능 평가

본 연구를 진행하기 위해 내부에 Thermal

Breaker가 설치된 Aluminum 프레임과 PVC 창

호 그리고 Alwood(Aluminum+Wood) 의 프레임

종류에 일반복층유리가 도입된 경우와 Low-E 코

팅된 복층 유리가 도입된 경우의 총 6가지의 안

별로 결로 방지 성능을 평가하 다. 또한 프레임의

재료별 성능을 평가하기 위해 각 프레임 종류별로

디자인이 다른 다섯 가지의 창호를 선택하여 이들

의 평균값으로 프레임별 단열 성능을 비교하 다.

표 1은 전열해석을 위한 창호 재료들의 물성치를

나타내고, 표 2는 프레임에 도입될 일반 복층유리

와 Low-E 코팅된 복층유리에 한 데이터를, 그리

고 표 3은 실내외 경계조건을 나타낸다. 이 경계조

건을 바탕으로 LBNL의 Therm 5.2 와 Window 5

컴퓨터 시뮬레이션 도구를 이용하여 각 6가지 안

별로 전열 해석을 한 결과, 각 창호 종류별 단면의

온도 분포도는 표 4와 같은 형태로 구성이 된다.

일반적으로 창호면의 단열 성능은 Low-E 코팅된

복층유리가 일반 복층유리보다 표면 온도가 더 높

은 것으로 나타나 단열 성능이 보강되었음을 알 수

있다. 또한 실내측 프레임의 표면 온도의 경우

Alwood 프레임이 다른 프레임보다 높으나 유리와

프레임 경계부분의 온도는 낮은 것을 알 수 있다.

따라서 본 연구를 위해 그림 1과 같이 창호 전체부

분 중 가장 일반적인 Center, Edge, Frame 부분

이외에 가장 온도가 낮을 것으로 예상되는 Se-

aling 부분을 추가하여 연구를 진행하 다. 표 4와

같은 방법으로 각 프레임별 디자인이 다른 다섯 개

의 창호의 전열 해석을 통하여 온도저하율을 산출

한 후 각 프레임별 온도저하율 분포도와 평균값을

표 5에서 나타내고 있다. 예상 로 Sealing 부분의

온도저하율이 다른 세 부분에 비해 높아 결로 방지

성능에 있어 가장 취약한 부분으로 나타났고,

Low-E 코팅 복층유리를 도입했을 시에 프레임 부

분을 제외하고 온도저하율이 두드러지게 낮아졌음

을 알 수 있다. 즉 Low-E 코팅된 유리를 창호에

도입시 단열성능이 증가되어 결로 방지 성능이 보

강되었음을 알 수 있다.

3.2 결로 일수를 고려한 결로 방지성능

평가

각 창호를 구성하는 재료를 기준으로 창호 성능

그림 1. Measured Positions of Frame

롯데건설108

을 판단하기 위해 본 연구에서는 각 창호별 위치의

온도저하율의 평균값을 결로 방지성능 평가방법을

위한 알고리즘에 도입하 다. 표 6은 각 창호에 일

반복층유리를 도입한 창호의 온도저하율에 따른 총

결로 발생일수를 나타내고 있다. 일반적으로 Frame

과 Center 부분은 결로가 발생하는 일수가 적은 반

면, 모든 창호의 Sealing 부분은 결로가 발생하는

일수가 많은 것으로 판정되었다. 따라서 Sealing

부분이 창호의 네 부분중 결로 방지성능이 가장 취

약한 부분임을 알 수 있다.

표 4. Temperature distribution of window section

Clear-Glzing

AL

PVC

Al+

wood

Low-E Coating Glazing

ColorLegend

Technical Information

단열성능을고려한창호결로평가방법

109No.55. 2007. 12

특히 Alwood 프레임의 경우에는 Frame의 결로

발생일수가 0인 반면 Sealing 부분의 경우에는 다

른 프레임의 경우보다 두배를 넘는 결로 일수가 산

출되었다. 창호의 결로를 방지하기 위하여 단열효과

를 높기 위해 도입된 Low-E 코팅 복층유리를 도입

한 창호의 경우, 총 결로 발생 일수는 표 7과 같다.

창호 프레임에 거의 향을 받지 않는 Center 부분

과 약간의 향을 받는 Edge 부분은 결로가 발생

하는 일수가 없었고 Sealing 부분 또한 유리의

향을 받아 결로가 발생하는 일수가 줄어든 것을 알

수 있다. 그리고 유리의 향을 받지 않은 Frame

의 경우는 변화가 없었다.

표 5. TDR distribution of windows' alternative

TDR of window(clear glazing)

Aluminum

PVC

Alwood

TDR of window(Low-E coating glazing)

그림 2와 그림 3은 결로가 발생하는 시기인 11월 1

일부터 2월 28일까지의 기간 (120일) 동안 표 6과

표 7에 나타난 결로 발생일수를 퍼센트로 나타낸 그

래프이다.

롯데건설110

전체적으로 Low-E 코팅된 복층 유리를 사용함으

로 인해 프레임 부분을 제외하고는 결로 발생률이 저

하되었음을 알 수 있다. 특히 결로 방지성능이 취약

한 Sealing 부분의 경우 알루미늄 창호는 5.9%,

PVC 창호는10%, Alwood 창호는 11.7%가 감소하

다. 따라서 결로 방지성능 측면에 있어서 Low-E 코

팅이 된 복층유리를 도입하는 것은 효과가 있다고 할

수 있다.

4. 결론

본 연구에서는 단열 성능을 고려한 결로 방지 성능

을 평가하는 방법론을 제시하 다. 세 종류의 프레임

(Aluminum, PVC, Alwood) 창호를 상으로 각 프

레임 종류마다 디자인이 다른 다섯 가지의 창호를 선

정하여 전열 해석을 실시한 후 창호의 실내측 표면온

도 데이터를 바탕으로 온도 저하율을 산출하 다.

그리고 각 프레임별로 온도저하율의 평균값을 부

산지역 기상데이터를 바탕으로 구축된 알고리즘을

이용해 결로 발생률을 도출하 고 그에 따른 결로 방

지성능을 평가하 다.

결로 발생에 유무에 한 기준을 보다 정확히 하기

위하여 결로가 두시간 이상 발생하는 경우 결로 발생

일로 인정하고 결로가 발생하기 쉬운 11월 1일부터 2

월 28일까지 총 결로 발생일을 도출한 결과 전반적

으로 프레임의 부분중 Sealing 부분의 결로 방지성

능이 가장 취약하 다. 특히 Alwood 프레임의 경우

Frame 부분의 결로 방지 성능은 우수한데 비해

Sealing 부분의 성능은 다른 프레임보다 2배 이상

성능이 떨어진 것이 확인되었다.

Low-E 코팅 유리를 각 창호에 도입시, 결로 방지

성능의 향상 정도를 정량적으로 확인하 다. 결과적

으로, Frame 부분의 성능에는 향을 끼치지 않았으

그림. 2 The incidence of condensation -

Low-E coating glass (%)

그림. 3 The incidence of Condensation -

Clear Glass (%)

표 6. The number of day of condensation occurring (clear)

Center Edge Sealing Frame

Aluminum 7 15 41 27

PVC 7 9 41 0

Alwood 9 15 83 0

표 7. The number of day of condensationoccurring (Low-E)

Center Edge Sealing Frame

Aluminum 0 0 34 29

PVC 0 0 29 0

Alwood 0 0 69 0

Technical Information

단열성능을고려한창호결로평가방법

111No.55. 2007. 12

나, Center와 Edge 부분의 결로 발생률을 크게 저

하시켰고, Sealing 부분까지도 결로 발생률을 5.9%

에서 11.7% 까지 저하시켰다. 따라서 결로 방지 성능

을 향상시키기 위한 Low-E 코팅의 도입은 효과가

있었다고 판단할 수 있었다.

본 연구는 창호의 결로 방지 성능에 있어서 프레임

재료별 성능을 정량적으로 파악하고 Low-E 코팅 유

리의 적용에 관한 타당성을 바탕으로 결로 방지성능

을 평가하는 방법론을 제시하 다. 향후 진행되어야

하는 과제로는 결로 방지 성능 평가 측면에서 본 연

구에서 사용된 Window 5와 Therm 5.2 컴퓨터 시

뮬레이션 프로그램의 신뢰성을 입증하기 위한 실험

이 진행되어야 하고, 특정 지역의 특정 창호를 도입

유무에 관한 판단을 위한 창호의 특정 부분의 결로

발생률의 최 한계 기준을 제시하는 연구가 진행이

되어져야 할 것이다. 또한 결로 발생일을 판정하는

기준인 결로 발생 시간을 정량적으로 증명할 수 있는

창호의 외부 조건에 따른 창호의 안정성에 관한 실험

적인 연구가 진행되어져야 할 것이다.

[참고문헌]

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ponents Assembly and Sizing on the

Thermal Performance of Windows,

Architectural Institute of Korea, Vol. 22

No. 7

2. Suk, H. T., et al. 2005, A Study on the

Condensation Performance of Curtain-Wall

Window in High-Rise Residential Building,

The Korean Housing Association, Vol. 16

No. 4

3. Song, S. Y., et al. 2006, Insulation Per-

formance Evaluation of the Aluminum and

PVC Framed Double Glazing Window

Systems with Low-e Coating and

Insulation Spacer, Architectural Institute of

Korea, Vol. 22 No. 4

4. ASHRAE, ASHRAE Handbook 2005,

Fundamentals, ASHRAE 2005

5. LBNL, Therm 5/ Window 5 NFRC Sim-

ulation Manual, LBNL, 2003.06Berkeley,

CA, USA, 2001.11

6. Therm 2.1 NFRC Simulation Manual July

2000 p.2-11

롯데건설112

기 술 정 보

국내초고층건축물엘리베이터시공현황조사

김김 학학 기술연구소건축연구담당선임연구원 ([email protected])

1. 서론

초고층 건축물 엘리베이터 시공시 발생될 수 있는 문제점은 시공적, 구조적 및

사용 환경적 측면에서 발생될 수 있으며, 그러한 문제점은 실제 기술적 보완을 통하여 많이 개선 될 수 있을

것으로 판단된다.

본 연구에서는 국내에 시공되었거나, 시공되고 있는 초고층 건축물을 상으로 현장에서 직접 엘리베이터

시공에 참여하 던 기술자를 상으로 엘리베이터 시공에 관한 전반적인 사항과 문제점을 위주로 현장조사를

수행하 다.

현장에서 실제 실무를 담당하고 있는 현장 기술자로부터 엘리베이터 시공 시 발생되는 엘리베이터 시공 시

방서, Shaft 수직도, 소음.진동 문제, 코어 벽체 수축(Core Wall Shortening) 및 후속 공사를 위한 Hoist로의

활용 등에 관한 전반적인 기술적, 구조적 문제점을 파악하고, 이를 분석함으로써 초고층 건축물 엘리베이터

시공 요소기술 개발에 활용하고자 한다.

Technical Information

Technical Information

국내초고층건축물엘리베이터시공현황조사

113No.55. 2007. 12

2. 국내 초고층 건축물의 엘리베

이터 시공 현황 조사 및 분석

2.1 국내 초고층 건축물의 엘리베이터

시공 현황 조사

국내 초고층 건축물 엘리베이터 시공 현황조사는

건축물 규모 및 개요, 엘리베이터 시스템 개요, 엘

리베이터 시공 및 요소기술 관련 및 기타 시공시

등에 관하여 다음의 표 1과 같이 7개 건축물 또는

현장을 상으로 하 으며, 현황조사의 자세한 내

표 1. 현황조사 상 건축물

상

1 D사 Project 복합주거 34 층

2 H사 Project 복합주거 69 층

3 S사 Project 복합주거 55 층

4 S사 Project 복합주거 69 층

5 H사 Project 복합주거 46 층

6 W사 Project 복합주거 31 층

7 H사 Project 복합주거 46 층

건 축 물 용 도 층 수 비 고

그림 1. Double Deck System Elevator Hall ( KLCC )

용은 다음 표 2와 같다. 2.2 국내 초고층 건축물의 엘리베이터

시공 현황 조사 결과

현장 조사 결과를 다음의 표 2에 나타내었다. 표 2

롯데건설114

표 2. 현장조사 결과

조사내용 조사 결과 종합 비 고

에서 알 수 있는 바와 같이 엘리베이터 시공을 위한

시공사 자체 특기시방서를 구비하고 있으며, 그에 따

라 시공하고 있는 것으로 나타났다. 그러나 제도적인

측면에서 규정된 특기시방서는 미비한 실정이었으

며, 시공시에 발생되는 많은 문제점에 한 해결방안

을 제시하고 있는 않는 것으로 나타났다.

그러나 시공시 발생되는 기술적인 문제는 자체

경험상의 노하우를 가지고 있었으나, 그 기술이 발

생되는 모든 문제점을 해결하기에는 부족한 것으로

나타났다.

현장 조사를 분석한 결과 엘리베이터 시공시 엘리

베이터 Shaft 수직도, 코어 벽체(Core Wall)의

Shortening, 모터(Motor) 받침 보(Beam)와 구조체

의 진동, 엘리베이터 선시공 후 Hoist로 활용, 유

지∙보수 및 기타 시공상 문제점들이 제기 되었으

며, 이를 정리하면 다음과 같다.

1) 엘리베이터 Shaft 수직도에서 발생되는 문제점

일반적으로 건축물의 수직도가 맞지 않아 승강

기의 크기(Size)를 변경하는 경우가 발생하며,

특히 SRC 구조의 경우 지상과 지하의 편차가

심하게 발생되어 문제가 발생되는 것으로 나타

났다. 또한 초고층 건축물의 경우 공기단축을

위한 승강로 Core Wall 시공 후 층간 슬래브

시공으로 건축물 기울기에 처하기가 어려워

지는 문제점도 발생하 다.

상기의 문제점을 감안하여 수직도 오차를 보정하는

방법으로 설계시부터 수직도 오차를 감안하여 승강로

에 여유치수를 계획하는 경우가 있었으며, 일정층 이

상 작업 진행 후 건축물의 수직 오차를 확인 후 재조

정, 건축 마감선과 승강로내의 피아노선과 거리를 실

측 후 마감선을 일부 재조, Rail Bracket을 재 제작하

여 조정하는 방법 등을 활용하고 있었다.

그러나 ACS(Automatic Climbing System) 골

조방법이나 매층마다 기울기를 검토하는 방법 등에

의한 수직오차 및 편차를 근본적으로 최소화시키는

�보관 : 87.5% , 비보관 : 12.5%

�엘리베이터의 사양과 각각의 건축물에 따라 차이가 있으나 일반적으로

다음과 같다.

�최소 2.3m × 2.6m, 최 3.3m × 3.1m 로 조사되었으며, 평균적으로

2.9m × 3.0m으로 나타났다.

�시공사마다 각각 다르게 나타났으며, 일반적으로 다음과 같다.

�최소 245mm에서 최 775mm까지 조사되었으며, 평균적으로 455mm로

나타났다.

�설 치 : 100%

�옥상층 : 100%

�중간층 : 37.5%

�지하층 : 12.5%

운행계획표

보관여부

기계실

Shaft의 규모

Shaft와 Cage의

간격

설치여부

설치위치

중간층과 옥상층

또는 지하층과 옥상

층에 동시에 설치하

는 경우가 많음

Technical Information

국내초고층건축물엘리베이터시공현황조사

115No.55. 2007. 12

�계획 : 최소 20 mm , 최 : 155 mm

�시공 : 최소 10 mm , 최 : 135 mm

�샤프트에서 승강기를 설치를 위한 평판설치 후 피아노선을 띠워

놓고 엘리베이터 케이지 위치를 조정하여 설치

�건축 마감선과 승강로 내의 피아노선과의 거리를 실측 후 마감

�일정 층 이상 작업 진행시 건축물 수직오차 확인 후 예정선

일부조정

�피아노선으로 배치 가능

�상부에서 하부까지 피아노선 설치 후 설치 시 승 강기 위치로

보정

�ACS 골조공법에 의한 수직오차 및 편차 최소화, 매 층 기울기

검토

�Rail Bracket을 재 제작하여 시공함

�승강로 여유치수를 감안하여 설계

�Buffer 및 Tip Down Beam 설치 위치를 선정한 후 Jack 및 Liner를 이용한

Leveling 후 Buffer 및 Tip Down Beam을 고정하고 Rail과 Support를 설

치함(Jack bolt사용) → Guide Rail Shortening 현상 발생시 Jack-Bolt로

수직변위에 응함

�승강로상부 Top Rail과 천정면 이격 거리 200mm 이상 확보

�Rail Clip을 Spring Type으로 설치

�Pit부의 Rail 설치는 자키 볼트로 50mm 이상 Clearance를 유 지하여 설치

한 후 Liner를 삽입하고 Shortening 진행에 따라 Liner를 제거한다.

�레일 고정 장치와 하부 철판을 없애고 Sliding Clip을 사용

�계산상 건축물 Shortening 비 실제 설치 시에는 계산상 수치보다 낮게 시공

�Shortening을 고려하여 엘리베이터 레일 설치용 볼트 설치시 Eye 볼트(슬립

형) 설치 및 최하층 레일에 클립을 설치한 후 Shortening 발생여부에 따라

Clip제거 방법 고려

�레일 하단부의 여유치수

�레일 지지용 클립을 일반 고정용이 아닌 Tension을 지닌 클립을 적용함

�2중 Beam으로 T Ration Machine을 설치하 으며, Beam 과 Beam 사이에

방진 Pad 설치

�모터 지지 Beam과 방진고무를 설치하여 진동전달을 최소화 하 고, 기계실

벽면에 흡음재를 설치하여 세 내로 진동 및 소음을 억제함

�2중 방진고무에 스페이스 Beam 설치로 진동 최소화

�Car Cage Shoe을 Roller로 장착하여 운행 중 소음 감소

(일반 아파트 속도 105m/이하)

�PM 권상기를 사용함으로서 기존 권상기 레버 모터의 진동을 감소시킴

�Motor 및 받침 Beam으로의 진동전달을 막기 위해 고무 패드 사용 및 구조

체에서 진동을 억제하도록 설계함

Shaft의 수직도

Shortening 고려

설계 및 시공방법

Motor 받침 용

Beam과 구조체의

진동전달을 방지

하기 위해 사용

하는 방법

수직오차

보정방법

표 2. 현장조사 결과 (계속)

롯데건설116

�이중 방진패드 사용

�Spacer Beam과 M/C Beam 사이에 방진고무 시공

(방진 패드 사용)

�근본적으로 소음 전달에 의한 피해가 있는 침실의 배치를 승 강로와 이격하여

설계에 반 함

�시공 회사마다 전부 보관되어 있다.

�있는 경우 : 50%

�없는 경우 : 50%

�있다 : 75% , 없다 : 25%

�공기단축(건축공사)

�호이스트 비 승강기 속도가 빨라서 인력 및 자재 이동이 원활

�건축 공사용 운행을 추진함에 따라 자재 양중 등에 효율적으로 운

되고, 기존의 호이스트 철거시점을 앞당겨 공기절감을 할 수 있다.

�안전하고 빠르게 이동함으로써 상부층 공사 수행에 도움이 됨

�조기운행으로 양중효과 마감공정 일정확보 유리

�작업자, 자재 수급이 용이

�마감공정 단축

�승강로 Shift를 우선시공후 승강기를 설치 공사용 호기로 사용했으

며, 작업자의 이동, 자재운반에 큰 향을 미쳐 전체 건축 준공 공

사에 향을 미친다.

�기존 Hoist에 비해 안전성 확보, 운행속도 향상 원 활한 이동, 호

이스트 설치장소의 건축 외부마감을 위한 호이스트 철거 일정 단

축에 유리

�유지∙보수 관리비가 많이 든다.

�건축공사 완료 후 공사용으로 사용하기 위하여 내부 마감한 임시

판넬 철거 후 본 판넬로 교체에 따른 시간소요

�임시 사용을 위한 검사와 향 후 본 사용을 위한 검 사로 2중 투자비 소요

�완벽하게 설치 후 사용해야 하나 공사용으로 임시로 사용하기 위

한 부실시공으로 인해 안전사고 우려

�공사용 사용에 따라 카 내부 및 승강로 출입구 등이 파손될 우려

가 있어서 이후 준공 전 카 내부 및 승 강장 출입구등 일부 부품을

교체하여야 되기 때문에 원가상승이 발생됨

�공사중이라 파손되거나 이물질이 승강로 내로 유입 되어 부품이

누전 파손되는 문제점

�분할시공시 수직도 오차 발생으로 기시공된 하부 보 정이 어렵다.

따라서 상부에서 보정해야함

Motor 받침 용

Beam과 구조체의

진동전달을 방지

하기 위해 사용

하는 방법

엘리베이터의 특기

시방서의 유무

엘리베이터 운 을

위한 별도의 지침서

건축공사에

Hoist로 사용

여부와 그에

따른 장∙단점

사용유무

장 점

단 점

표 2. 현장조사 결과 (계속)

조사내용 조사 결과 종합 비 고

Technical Information

국내초고층건축물엘리베이터시공현황조사

117No.55. 2007. 12

건축공사에

Hoist로 사용

여부와 그에

따른 장∙단점

기타 엘리베이터

시공 경험상의

문제점

시공 개선 방향

단 점

표 2. 현장조사 결과 (계속)

조사내용 조사 결과 종합 비 고

�타 공정과 긴 한 협조가 없으면 안전에 불리

�승강기 보양 후 사용하나 현장 작업자들의 부주의한 사용으로 인

한 파손으로 추후 보수공사비 추가 발생

�승강기 Over haul 공사를 위한 별도의 기간소요

�승강기 품질 저하 우려

�SRC조의 경우 지상과 지하의 편차가 심하다.

�기계실의 제어반 위치는 모터를 바라보고 승강기의 움직임을 조 정할 수 있는

위치에 자리 잡게 되는바 너무 출입구 가까이에 설 치되면 유지∙보수시 통로

가 막히고 자재 출입에 어려움이 발생 됨

�엘리베이터 피트 바닥 마감 시 집수정 내부로 콘크리트가 들어가 지 않도록

턱을 시공한 다음 턱이 제거 되지 않아 피트 바닥에 물이 고이게 됨

�승강기 검사규정상 계단 폭이 700이상이어야 하나 옥상으로 올라 가는 점검

사다리를 설치하면서 계단 폭이 줄어 듬

�승강장 Sill 작업 시 건축 기준선을 정확히 이해 못하고 작업진행 시 Sill이 바

닥 마감보다 낮게 나올 염려가 있으므로 기준선 확인 후 승강로에 물 들어가

는 것을 방지하기 위해서 1cm~2cm 높이 올려야함

�초고층 건축물 경우 설계초기부터 참여하여 속도 및 인승 관계에 한 건축물

내 교통량을 예측하여 기준을 잡아나가야 하지만, 현실적으로 불가능하여 설

계된 Shaft에 엘리베이터를 맞추는 시공으로 진행되기에 최적의 엘리베이터

제공에는 한계가 있음

�민원이 많이 발생하는 것 중 하나가 엘리베이터 운행 소음 및 기 계실 소음이

다. 기계실 권상기 설치 시 필히 2중 방진 구조로 설 치하여야 하고 기계실바

닥 및 벽면 내 흡음재를 설치하여 소음을 최소화 하여야 한다.

�승강로 내 벽면이 매끄럽지 않으면 카 운행 시 요철소음이 발생 할 수 있으므

로 벽면을 매끄럽게 하여야 한다.

�건설사에서 승강기, 주차설비에 관련하여 전담부서가 생긴다면 각종 승강기

사고는 50% 이하로 감소될 것으로 판단된다.

�외국과 같이 건축설계 단계부터 승강기 업체와 협조하여 문제점 을 교려하여

설계에 반 할 것(통풍구, 교통량 분석, 건축물 용도 에 맞는 승강기 설계 및

수, 용량 속도 산정 등)

�엘리베이터 샤프트의 충분한 학보(고속일 경우 풍음, 풍압을 고 려한 여유

치수 확보)

�건축물 용도 확정( 유통, 판매시설, Office, 주상복합건축물, 주거 용 등의 확

정으로 인한 승강기 수 확정)

�엘리베이터 그룹 운전 시 Hall Indicator 삭제

롯데건설118

건축 시공적 측면에서 기술이 요구되고 있는 실정이다.

2) 코어 벽체(Core Wall)의 Shortening에서 발

생되는 문제점

Shortening에 의한 문제점은 엘리베이터의

시공 당시에는 큰 향을 끼치지 않는 것으로

나타났으며, Shortening을 고려하여 레일 하

단부의 여유 치수 확보, 레일 지지용 클립을

일반 고정용이 아닌 Tension을 지닌 클립을

시공, 레일 클립을 Spring Type으로 하는 경

우, 승강로 상부 Top 레일과 천정면과의 이격

거리를 두고 시공, Pit부의 레일 설치는 자키

볼트로 50mm 이상 Clearance를 유지하여

시공한 후 Liner를 삽입하고 Shortening진행

에 따라 Liner를 제거하는 방법 등을 적용하

고 있는 것으로 나타났다.

그러나 이러한 방법들은 코어 벽체의 Sho-

rtening이 심하게 발생될 경우 문제를 야기할

수 있는 것으로 근본적인 처 방법이 될 수

없는 것으로 나타났다. 또한 실제 엘리베이터

시공사의 경우 Shortening에 한 정확한 해

석결과에 근거하여 시공하기보다는 일반적으

로 어느 정도의 Shortening을 예측하고, 이를

고려하여 시공하고 있는 실정이다. 특히, 건축

물이 초고층화됨에 따라 코어 벽체에 고강도

콘크리트를 적용함에 따라 코어 벽체의 앵커

볼트 작업이 용이하지 않음으로 레일 지지용

Bracket이나 레일 시공용 Bed를 위해

Embed 시공법이 제기되고, 또 일부 시공되고

있는데 이는 Shortening을 정확하게 고려하

지 않을 경우 문제점이 야기될 수 있는 것으로

판단된다.

3) 소음 및 진동 문제

엘리베이터를 사용하는 사람이나 건축물 내에

생활하는 거주자의 입장에서 가장 많이 제기되

는 민원 중의 하나가 엘리베이터 기계실에서

전달되는 소음이나 구조체를 통해 전달되는 진

동이다. 소음이나 진동을 최소화하기 위해서

Beam 사이에 방진 페드를 설치한 2중 Beam

의 시공, 기계실 벽면과 바닥에 흡음재 시공,

PM 권상기를 사용함으로써 레버 모터의 진동

을 감소시키는 방법 등을 적용하여 소음이나

진동을 최소화하고 있는 것으로 나타났다.

4) 엘리베이터 선시공 후 Hoist로 활용에 따른 문

제점

초고층 건축물에서 분절공법에 의해 선시공된 엘

리베이터를 Hoist로 활용할 경우 초고층 건축의

공사비에 많은 향을 끼치는 공사기간을 상당히

단축시킬 수 있는 이점을 지니고 있다. 특히, 기

존의 Hoist에 비해 안전하고 빠르게 이동할 수

있기 때문에 초고층 건축물의 상부 층 공사에 많

은 도움을 줄 수 있다.

그러나 엘리베이터 시공사 입장에서는 향후 유

지관리 비용 증 , 건축공사 완료 후 공사용으로

사용하기 위하여 설치한 임시 판넬 제거 후 본

판넬 시공에 따른 공사기간 소요, 임시 사용 검

사와 본 사용을 위한 검사로 인한 2중 투자, 공

사용 사용에 따른 카 내부 및 승강로 출입구 등

의 파손, 승강기 품질 저하 등의 문제점을 유발

하는 것으로 나타났다.

따라서 엘리베이터 선 시공 후 Hoist로 활용에

따른 장점을 극 화하여 초고층 건축물 공사기간

을 단축하기 위해서는 건설 시공사와 엘리베이터

시공사간의 사전 협의, 임시 Hoist로 설치에 따른

Technical Information

국내초고층건축물엘리베이터시공현황조사

119No.55. 2007. 12

비용증가나 안전에 한 타 공정과의 긴 한 협

조가 사전에 있어야 할 것으로 판단된다.

5) 유지∙보수 및 기타 시공 상에서 문제점

지금까지 제시하 던 문제점 이외에 현장에서

엘리베이터 시공 시 접할 수 있는 문제점은

건축공사나 초기 건축설계 단계에서 제기되는

것으로 다음과 같은 사항이 있다.

보통 기계실 제어반 위치는 일반적으로 모

터를 바라보고 승강기 움직임을 조정할 수

있는 위치에 자리 잡게 되어 있는데, 너무

출입구 가까이에 설치되면 유지∙보수시 통

로가 막히고 자재 출입에 어려움이 발생되

는 경우가 있다. 또한 엘리베이터 피트 바

닥 마감시 집수정 내부로 콘크리트가 들어

가지 않도록 턱을 시공한 후 턱이 제거 되

지 않아 피트 바닥에 물이 고이게 되어 엘

리베이터의 사용성과 내구성을 저하시키는

요인으로 작용하는 것으로 조사되었으며,

승강기 검사규정상 계단 폭이 700mm 이

상이어야 하나 옥상으로 올라가는 점검사다

리를 설치하면서 계단 폭이 줄어들어 검사

규정에 벗어나는 경우가 종종 있는 것으로

나타났다.

승강장 Sill 작업시 건축 기준선을 정확히

이해 못하고 작업진행시 Sill이 바닥 마감보

다 낮게 나올 염려가 있으므로 기준선 확인

후 승강로에 물이 유입되는 것을 방지하기

위해서 1cm~2cm 높이 올려야할 필요성이

있는 것으로 제기되었다.

3. 국내 초고층 건축물의 엘리베이

터 시공 현황 조사에 한 결론

국내 초고층 건축물의 공사현장을 상으로 초고

층 엘리베이터 시공을 위한 시공사 자체의 특기시

방서를 구비, 엘리베이터 시공 시 엘리베이터 Shaft

수직도, 코어 벽체(Core Wall)의 Shortening, 모터

(Motor) 받침 보(Beam)와 구조체의 진동, 엘리베이

터 선 시공 후 Hoist로 활용, 유지∙보수 및 기타

시공 상에서 문제점이나 애로사항 등에 하여 엘

리베이터 시공에 한 현황조사 결과를 분석한 결

론은 다음과 같다.

1) 일반적으로 각 시공사마다 안전한 최적 엘리베

이터 시공을 위한 자체 시방서를 구비하고 있

었으나, 일부 시방조항을 제외하고는 시공사마

다 차이가 많이 있음을 알 수 있었다. 건축물

이 초고층화됨에 따라 엘리베이터의 중요성이

한 층 강조되고 있는 점을 감안해 볼 때 좀 더

나은 엘리베이터 서비스를 제공하기 위해서는

규준화된 공통의 공사 시방서의 규정이 필요한

것으로 판단된다.

2) 현장에서 엘리베이터 시공시 발생되는 문제점

이 많이 제기되었으며, 제반 문제점에 해 합

리적으로 처하고 있는 것으로 조사되었다. 그

러나 발생되는 문제점에 해 근본적인 해결

방안을 마련함으로써 엘리베이터 설치 공사, 건

축 공사 등의 효율을 극 화시키고 발생될 수

있는 민원을 최소화하기 위해서는 엘리베이터

시공사와 건축 시공사의 긴 한 협조가 필요하

며, 초기 설계단계에서부터 엘리베이터 시공사

의 의견이 반 되어야 할 것으로 판단된다.

3) 초고층 건축물에서 Core Wall의 고강도 콘크

리트 적용에 따른 현장에서 많이 제기되었던

롯데건설120

엘리베이터 레일 시공을 위한 Embed Plate

의 매립 시공에 한 문제는 수직도 확보 차원

에서 채택된 ACS 공법과 Core Wall

Shortening 등과 동시에 고려되어 반 되어

야 할 것으로 판단된다.

On-the-spot stud

y국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

121No.55. 2007. 12

현 장 탐 방

국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

양양희희정정 기술연구소토목연구담당책임연구원 ([email protected])

1. 서론

최근 국내의 건설사의 수주활동을 살펴보면 세계건설시장의 고성장 기조속에 고

유가로 인한 중동국가들의 건축 및 플랜트 개발러쉬와 동남아시아, 중앙아시아, 남미, 아프리카 등 신흥국가

들의 건축, 개발, SOC 사업의 활황으로 인하여 해외건설 수주에 적극적으로 나서고 있으며, 이에 동반하여

국내 건설사의 베트남 진출도 지속적으로 증가되고 있는 상황이다.

본 고에서는 필자가 2007년 9월 11일에서 9월 16까지 FICID-KIAST-KENKA TRAINING CENTER

에서 주관하는 제4회 해외경 자과정(베트남)에 참가하여 교육 및 조사된 내용을 중심으로 베트남의 사회

기반시설 현황과, 국내 건설사의 베트남 진출현황을 정리하고 베트남 고속도로사업에 한 기본 정보를

소개하고자 한다.

2 베트남 현 사회기반시설 현황

2.1 일반 현황

사회기반시설 현황을 살펴보면 2003년 기준으로 GDP의 9.8%를 인프라 건설에 투자하여 인근 국가에 비

해 높은 인프라투자율을 기록(중국 7.3%, 라오스 4.7%, 필리핀 3.6%)중이며, 95-’03년간 GDP 비 사회간

접자본 투자비율이 GDP성장율을 매년 상회한다. 그간의 경제성장을 견인한 주요 요인중 한 축으로, 아직도

기본적인 인프라 공급은 저개발국의 평균치에 미달하고 있으며, 비효율적으로 공급되고 있다. 특히, 컨테이너

On-the-spot study

롯데건설122

항만과 전력부문은 외자유치에 지장을 초래할 정도

로 열악한 상태이다.

국내자본 취약으로 지금까지 인프라 시설은 주로

ODA(JBIC, WB, ADB 등) 및 외국인 투자에 의존

하여 왔으며, 최근 베트남 정부는 도로, 철도, 항만,

전력 등 주요 인프라 시설별로 2010년 또는 2020

년까지 장기발전계획을 수립하여 추진중에 있다.(외

국인 투자유치를 위해 BOT제도를 개선함, 2007.5

새로운 BOT 시행령 공포)

2.2 분야별 인프라 건설 현황

1) 도로

도로망은 전국에 걸쳐 비교적 조 하게 개설되어

있으나 부분 좁고 포장 상태가 좋지 않으며,

2004년말 기준 도로 총 연장은 137,359㎞로서 국

가(15,202㎞), 광역 지자체 (provincial city,

29,336㎞), 하위 지자체(districts, 92,821㎞)가 각각

관리하고 있다.

2005년 베트남 정부는 3억 5백만불이 소요되는

4개년 도로 유지보수 프로그램에 착수(소요액 중 2

억 2500만불은 세계은행 차관)하 으며, 2004.10

월 고속도로공사(Vietnam Expressway Cor-

poration)를 설립하고 2005-2025년간 고속도로망

장기 계획을 수립하는 등 고속도로 건설을 야심차

게 추진중에 있다.

전체(2005-2025)노선은 27개 노선 4,959㎞로 1

단계(2005-2015) 15개 노선 2,353㎞, 2단계

(2016-2025) 12개 노선 2,606㎞를 목표로 한다.

2) 철도

운행중인 철도 길이는 총 2,600km로 6개 주요

노선과 기타 간선노선으로 구성되어 있고, 모든 노

선이 단선이며, 협궤 84%, 국제표준궤 7%, 표준궤

와 협궤 병용구간이 9%이다. 기관차 및 차량, 철

도교량을 포함한 철로, 신호체계 등 철도시설이 노

후화된 상태로, 하노이-호치민시간 철도의 평균 주

행속도는 60km/h에 불과하다.(노후구간은

40km/h).

베트남 정부는 2010년까지 기존 노선을 개량하

여 평균 주행속도를 90km/h로 향상시키고, 항만

이나 주요산업지역을 연결하는 새로운 노선을 건설

할 계획이며, 2020년까지는 기존 노선의 개량을

완료하는 한편, 주요 간선 노선을 복선화하고, 특

히 하노이-호치민간 복선 고속철도(표준궤)를 건설

할 계획이다.

3) 항만

전국에 걸쳐 총 24개의 항만이 있으며, 주요 항

만으로는 북부에 하이퐁항, 중부에 다낭항, 남부에

사이공항이 있으며, 베트남 교역물량의 80% 이상

을 하이퐁항과 사이공항에서 처리하고 있다. 2005

년 기준 베트남 항만의 화물처리능력은 연간 1억 4

천만톤 규모이며, 2010년까지 10개 주요항만을 개

구 분

합 계 137,359 15,202 29,336 92,821

아스팔트 포장 53,610 13,943 18,264 21,403

자갈 포장 6,681 165 691 5,825

자갈 및 모래 36,263 803 6,558 28,902

흙 40,805 291 3,823 36,691

합 계 국가관리 광역지자체 관리 하위지자체 관리

(단위 km)

On-the-spot stud

y국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

123No.55. 2007. 12

발(확장)하여 하역능력을 2억 6,500만톤으로 향상

시킬 계획이다 구체적으로 북부지역에 Cai Lan 항

을, 남부지역에 Vung-Tau-Thi Vai 항을 개발할

계획중에 있으며, 베트남 중남부지역의 Van

Phong항을 국제 중계항으로 개발하기로 확정

(2020년까지 연간 하역능력 2-4백만 TEU를 처리)

한 상태이다.

4) 공항

22개 공항중 국제선 공항은 4개(노이바이:하노이,

탄손나트 : 호치민, 다낭, 후에)이고, 나머지 17개 공

항은 국내선 공항이다. 베트남 정부는 Tan Son

Nhat(호치민) 및 Noi Bai 하노이 국제공항의 여객

터미날 신축, 호치민시 제2국제공항 신설 등을 추진

하고 있으며, Tan Son Nhat 공항은 2억 1,900만

불의 예산으로 2007년 개통 예정으로 년간 800만

명 추가 처리 가능한 규모이다.(현재, 연간 700만

명) Noi Bai 공항은 현재 새청사 설계 검토중에 있

으며, 2010 착공 예정으로 완공시 2,000만명 처

리 가능하다.(현재 연간 600만명) Cat Bi 공항(하이

퐁)은 현재 총리실에서 신청사 건설계획을 검토중에

있으며, 완공시 200만명 처리가 가능하다.(현재 50

만명) Long Thanh 공항은 Dong Nai성에 위치하

며 호치민시 제2국제공항으로 건설계획이 이미 확

정된 상태로 현재 세부계획 수립중에 있으며, 1단계

는 2011- 2015년 기간 중 건설 계획이다.(연간

2,500만명 처리 가능)

5) 전력

2004년말 현재 전체 전력시설 용량은

11,360MW(수력:37%, 화력:63%)이고, 전력 생산량

은 41.276Gwh (수력:46%, 화력:54%)이다. 2004년

1인당 전력 소비량이 연간 496kWh로 저개발 국가

의 평균치 448kWh를 약간 넘어섰으며, 지난 10년

간 년평균 15.7% 정도 전력수요가 증가하고 있다.

6) 상하수도

기존 하천을 이용한 총연장 41,000km의 급수원

이 있으나, 전체 도시 인구의 약 50%인 750만명

만이 상수관을 이용한 생활용수를 공급받고 있다.

전국적으로 187만톤/일 정수능력을 가진 약 170개

의 정수장이 있으나, 부분 도시지역에 집중되어

있으며, 하노이와 호치민시의 상수도(급수) 비율은

60-70%이나, 중소도시의 경우 30-40% 수준에

불과하며, 생활용수의 경우 정수능력이 낮고, 도시

화 및 공업화에 따른 수질오염이 심각하며, 급수관

이 노후화된 상태이다..

베트남 정부는 시급한 급수부족 문제를 해결하기

위하여 WB, ADB, JBIC 등 ODA 자금을 지원받아

취수장, 정수장, 상하수도 관로 개보수, 오폐수 처리

시설 등 건설을 추진하고 있다.

7) 석유화학

<정유공장>

정유수요가 2010년까지 매년 8%씩 증가하고,

2010년부터 2020년 기간 중에는 매년 5.5%씩 증

가할 것으로 전망, 이러한 정유수요에 비하기 위

해 베트남 중부해안지 인 Quang Ngai 지방에

14,000배럴을 처리할 수 있는 Dung Quat 정유공

장을 건설중에 있다.(2006.4월 공장착공, 2009.2월

완공예정) 또한 북부지역에 150,000배럴을 처리할

수 있는 제2 정유공장을 건설하는 타당성조사를 완

료하고 재원조달계획 등을 검토중에 있다.

<비료공장>

베트남은 농업부문이 전체 생산량에서 높은 비중

(농림수산업 : GDP 21.8%)을 차지하는 농업국가로

롯데건설124

서 비료에 한 수요는 매우 크다. 현재까지 연간 7

백만톤의 비료 소요량 가운데 절반가량을 해외 수

입에 의존 있으므로 이를 자국에서 생산하기 위해

비료공장 건설계획을 입안하여 추진중이며, 2004.4

월 베트남 남부 바리아-붕따우 지역에 푸미 비료공

장(요소비료 2,200톤/일)을 완공하 고, 남부 까마

우 지역에도 비료공장(요소비료 2,400톤/일) 건설

을 추진중에 있다.

2.3 베트남 건설 투자 현황

1) TAY HO TAY 신도시 건설

□ 사업주체 : T.H.T 개발(5개 컨소시엄)

□ 사업내용

- 위치 및 면적 : 하노이시 Tu Liem 지구내

208ha(약 60만평)

- 사업목적 : 주거, 상업, 업무 등 도시용지 개

발 및 분양

- 토지사용기간 : 50년

- 토지이용계획 : 주거용지 29ha, 업무 및 상

업용지 등 91ha, 녹지 26ha,

도로 61ha

- 주택 세 수 : 약 5,000호

- 총 사업비 : 약 7.5억불(공사비 약 6억불)

- 매출액 : 약 9억불

- 사업(건설) 기간 : ‘06~’14

2) 북앙카인 신도시 건설

□ 사업주체 : 000건설과 VINACONEX(각 50%)

□ 사업내용

�사업개요

- 베 건설회사인 비나코넥스(VINACONEX)가

추진중인 랑-화락(Lang-Hoa Lac) 고속도

로 건설에 000건설(주)가 참여(000건설 지

분 50%)

- 동시에 비나코넥스가 랑-화락 고속도로 건설

가로 베 정부로부터 공급받아 개발 계획인

80만평 규모의 북안카잉(North An Kahnh)

신도시 개발에도 000건설이 참여

�랑-화락 고속도로

- 구 간 : 27.8km(하노이 구간 : 6.4km, 하떠

이 구간:21.4km)

- 공사기간 : 33개월(‘05.3~’07.11)

- 공사비 : 3억 4,700만불(하노이 : 1억 3,900

만불, 하떠이 : 2억 800만불)

- 특 징 : 자동차와 이륜차가 분리된 폭 40m

베 최초의 현 식 고속도로(자동차 6

차선, 이륜차 4차선)

�북 앙카잉 신도시

- 공사규모 : 면적 80만평(단독주택 10만평

1,351호, 공동주택 10만평 6,335

호, 상업 및 업무시설 10만평, 공

공시설 19만평, 도로 및 공원용지

31만평)

- 사업기간 : ‘06.12~’20.12(15년)

- 사 업 비 : 약 2조 6,539억원 (공사비 : 2조

3,387억원)

3) 금호 아시아나플라자 프로젝트

□ 사업주체 : 금호 아시아나플라자 사이공(금호

건설 100%)

□ 사업내용

- 위치 및 면적 : 호치민시 1구 Le Duan 30번

지, 4,124(13,362m2)

- 사업목적 : 호텔, 아파트, 오피스 상가 등 복

합용도 건축물 건설

- 주요 시설 : 호텔(21층, 319호실), 아파트(32

On-the-spot stud

y국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

125No.55. 2007. 12

층, 252세 ), 오피스 21층, 상가

2층, 주차장 3층

- 토지사용기간 : 50년

- 총 사업비 : 2억 3,000만불(공사비 1억 6,789)

- 사업(건설) 기간 : 2006~2009

4) 호치민시 간선도로 및 신도시 등 건설

□ 사업주체 : 00건설

□ 사업내용

- BT(Build-Tansfer) 사업

- 00건설이 호치민 시내 간선도로를 건설해주

고 공사비로 호치민 시내 5개 부지(총 100만

m2)를 제공받아 주택 등을 건설하여 투자비

를 회수하고 수익성을 추구하는 사업

- 냐베 신도시 건설 및 구찌 골프장 개발사업

□ 사업별 구체적 내용

<BT 사업>

�도로건설

- 위치 및 구간 : 공항~수안히엡 교차

로 13.653km(호치민시 내부

간선도로 사업의 일환)

- 도로폭 : 왕복 6~12차선(폭원 30~60m)

- 예상 사업비 : 약 2억 8,600만불(보상비 :1억

2,000만불, 공사비 : 1억 6,600

만불)

� 토부지 개발사업

사 업 명

리버뷰(2군) 17,180 71,234 아파트 270호

리버사이드(2군) 26,971 39,620 아파트 145호

미니 신도시(9군) 916,304 - 아파트 등 4,700호

그랜드 코트(10군) 17,909 111,738 아파트 604호

투티엠(2군) 40,151 232,439 주택 541호, 주상복합건물

지면적(m2) 연면적(m2) 사 업 내 용

<냐베 신도시 건설사업>

- 위치 : 호치민시 나베현 Phuoc Kien-Nhon

Duc(도심에서 10km)

- 면적 : 약 349.8ha(약 106만평)

- 개발방향 : 베 최고의 IT 신도시

- 주택호수 및 수용 인구 : 약 17,000호

(약 68,000명)

- 사업기간 : ‘09~’20(4단계로 구분하여 단계

적으로 개발)

<구찌 골프장 개발사업>

- 위치 : 호치민시 구찌현 서북 신도시 개발예

정지구내(도심에서 24km)

- 면적 : 약 200ha(약 60만평)

- 사업 내용 : 36홀 골프장, 빌라(100세 ) 및

콘도미니엄(80세 )

- 토지사용기간 : 2007~2056년(50년)

5) 노후 아파트 재건축 사업(00공 )

□ 사업내용

롯데건설126

구 분

위 치 베트남 하노이 동다구 킴리엔구 팜응옥텍로

지면적 4,7900.00m2(약 1,454평)

용 도 주상복합

건축규모4개 타워형 주상복합(21개층 1개, 17개층 1개, 14개층 2개동)

건축면적/건폐율 4,200m2(87.5%) 약 1,273평

연면적/용적율 40,966m2(854%) (지하1층포함) 약 12,414평

세 수- 재 입 주 : 144세

- 일반분양 : 268세

아파트평형

- 53~64m2(16.1평~19.4평)/328세- 108m2(32.7평)/42세- 117m2(35.4평)/42세

16.1평~35.5평총 7개 Type

상 가- 기존 상가면적 : 661 m2

-신규 일반분양 면적 : 757 m2 약 430평

총사업비 약 USD 15 mil(00공 부담 17%)

내 용 비 고

구 분 하노이 플라자 호텔 하노이 랜드마크 타워

투자자 00그룹 00기업

투자규모 8,000만불 5억불

사업내용

- 지하 2층, 지상 70층 1개동

(호텔 372실, 서비스 아파트 364실, 오피스 36층)

- 지하 1층, 지상 47층 2개동(아파트)

지하 2층, 지상 27층 1개동

(호텔 630실, 오피스)

골프장명

Dragon Phoenix

Golf Cub00그룹 Hoa Binh성 2,000 만불 54 홀

‘03.9~(‘06.11

27홀 우선개장)

‘06.9~’07.12

‘06.12~’08.12

‘07.3~’08.10

‘07.10~’09.1

‘07년 상반기

투자승인

27 홀

36 홀

36 홀

27 홀

36홀(5성급

호텔,빌라)

1,208 만불

2,560 만불

2,730 만불

7,000 만불

7 만불

Ha Tay성, Chuong

My Commune

하이퐁시 Thuy Nguyen

현 일 118ha

홍엔성 Van Giang군

일 150ha

호치민시 구찌군

일원200ha

다낭시

(Hoa Ninh Village,

Hoa Vang district)

DK ENC

Vina Co

00건설

00건설

브릿지인터

라인

00 00

엔지니어링

Sky Lake Resort

& Golf Club

Song Gia

Resort

VanGiang

복합 서비스시설단지

구찌 골프장

Bana Golf

Club

투자자 투자금액 건설기간규모위 치

6) 규모 고급호텔 건설사업

7) 골프장 개발사업 현황

On-the-spot stud

y국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

127No.55. 2007. 12

8) 기타 부동산 개발사업

① 모라오 신도시내 아파트 건설사업(부 )

�사업개요

- 위치 : 하떠이성 하동시 반모 모라오신도시

(60ha, 하떠이성 산하 지방공사가 개

발중)내 일부

- 사업규모 : 4.32ha에서 6개 동의 고층 아파

트 건설(총 2,700세 )

- 투자규모 : 1억 7,115만불

- 사업기간 : ‘07.2. ~ ’09.12

② VENCEO 오피스빌딩 건설사업

�사업개요

- 위치 : 하노이시 Cau Gia구 Yen Hoa동 신

주거단지내 VP2부지

- 사업형태 : 우리측 VENCEO와 J&Y Network

사, 베측 Contrexim Hloding사간

합작(각 1/3씩 투자)

- 사업규모 : 4.941m2 부지에 9층 오피스 건물

- 투자규모 : 약 1,200만불

③ Lee & CO 아파트 건설사업

▲ 1차사업

�사업개요

- 위치 : Phu Thuan Ward, 7군, 호치민시

- 사업규모 : 부지면적 254,012m2(아파트 6개

동, 빌라 2개동, 총 3,933세 )

- 투자규모 : 약 7,600만불

▲ 2차사업

�사업개요

- 위치 : 355 Kinh Duong Vuong Sreet,

Binh Tan 3, 호치민시

- 사업규모 : 부지면적 17,747m2(아파트 835세 )

- 투자규모 : 약 4,500만불

9) 붕따우 까이멥 플롱터미널 개발

□ 추진기관 : 해양수산부 주관으로 구성된 우리

나라 콘소시엄

※ 콘소시엄 참여 예정업체

- 우건설, 벽산건설 등 5개 건설사

- 현 상선 등 해운사

- 한통운 등 하역사

- 해양수산부 산하 부산항만공사 등

□ 사업개요

�위치 : 바리아 붕타웅성 인근 까이맵항만 개발 지역

�사업규모 : 5만톤급 3선석

�사업기간 : ‘08년 착공, ’12년 1개 선석, ‘15년

2개 선석 완공

□ 사업방식 : 개발권자인 Vungtau Shipyard 및

Oil Gas Service Co. (베측)와 우

리나라 콘소시움간 합작투자 방식

10) 베 한국산업단지 조성

□ 추진기관 : 한국토지공사

□ 사업개요

�위치 : 수도 하노이시 인근 省 후보지 중에서

추후 결정, 박장省(번쭝 후보지), 홍이엔

省(쭝응이아 후보지)

�면적 : 약 30만평(수요조사 결과 반 예정)

□ 추진배경

�‘04년 10월 통령 베트남 국빈 방문시 양국이

베트남 한국산업단지 건설에 합의하고, 해외산업

단지개발에 경험이 있는 토공의 상버 참여 요청

11) 홍강 개발 기본계획(Master Plan) 수립

□ 사업주체 : 서울시(90%), 하노이시(10%)

롯데건설128

□ 사업내용

�사업개요 : 서울시의 지원으로 홍강중 하노이시

구간에 한 개발 기본계획을 수립

(실제 계획수립은 용역업체가 수행)

- 개발범위 : 길이 40km(홍강의 하노이시 통

과구간), 폭 1.2~4km.면적

10,500ha(3,176만평)

- 기본계획 수립 주요내용

�하천정비계획, 강변도시개발 및 정비계획, 하천

환경정비 및 공원계획, 주변 연계도로망 확충

계획 등

�용역사업의 구체내용

- 용역비 : 40.5억원(서울시 부담분)

- 과업기간 : ‘06.7~’07.11

3. 베트남 고속도로 사업 정보

3.1 베트남 도로 현황 및 계획

□ 도로건설 및 관리체계

�MOT(Minstry of Transport)

- 국가 교통망의 중장기 건설 및 유지관리계획

수립

- 지방 정부 교통계획 지원 및 산하기관 지도감독

- 국가예산의 교통시설 투자계획 수립

�PMUs(Project Management Units)

- 국도(고속도로포함) 및 외곽순환도로 건설

사업 관리

�VEC(Vietnam Expressway Corporation)

- 고속도로사업 재원조달, 건설, 유지관리, 통

행료징수, 부 사업 운 관리

�PDOTs(Provincial Department of Transport)

- 지방정부(성) 관할의 지방도 건설 및 유지관리

�DDOTs(District Department of Transport)

- 군 관할의 군도 건설 및 유지관리

�UDOTs(Urban Department of Transport,

호치민, 하노이)

- 도시 도로망 건설 및 유지관리

3.2 도로 현황 및 계획

�도로 현황

구 분 계 고 속 도 로 국 도 지방도 군 도 시 도

노 선 연 장(km) 사업비(mil USD) 시행기관 비 고

연장(km) 90,724 3개노선125km건설중 17,295 21,762 45,013 6,654

포장율(%) 43.2 - 83.5 53.6 20.2 60.7

랑 - 호아락 29 340 PMU Thanglong BT

거우지에 - 닌빙 56 336 VEC 정부예산

호치민 - 쭝릉 40 600 PMU Mythuan 정부예산

구 분 사업기간 노선수 연 장(km) 사업비(mil USD)

단 기 2006~2015 15 1,696 10,741

중 기 2016~2025 10 1,110 6,565

장 기 2026이후 11 2,476 -

�고속도로 현황(건설중)

�고속도로망 확충계획(2007년 확정예정)

On-the-spot stud

y

3.3 우선순위 노선 및 개요

�고속도로 우선순위 노선

국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

129No.55. 2007. 12

노 선 연 장(km) 사업비(mil USD) 추진단계 시행기관

마이직 - 노이바이 24 540 타당성조사 완료 VEC

하노이 - 하이퐁 105 1,200 타당성조사 완료 VDB 민자사업단

닌빙 - 탄호아 63 360 타당성조사 준비중 VEC

호치민- 롱탄-우저이 55 610 타당성조사 완료 VEC

비엔호아 -붕따우 69 366 타당성조사 완료 PMU Mythuan

쭝릉 - 미투안 - 칸토 82 1,100 타당성조사 준비중 VEC

□ 마이직-노이바이

�노선 개요 및 특징

- 하노이시 북부 산업단지 교통수요 해소

- 노이바이국제공항과시가지직접연결도로구축

- 기존 도로 만성적 교통사고 (특히 2륜차 관련)

요인 해소

- 시가지구간 보상비 및 고가차도 건설로 인한

사업비 고가

- 하노이 외곽순환도로와 연결계획

□ 하노이-하이퐁

�노선 개요 및 특징

- 하노이와 북부 최 항만 하이퐁간을 직접연

결로 통행시간 단축

- 기존 국도5호선(4차로)은 2008년 이후에는

용량한계 예측

- 2007. 4 베트남 정부에서 국책은행 VDB(Vie-

tnam Development Bank, Vietcom Bank)

주관에 의한 BOT 방식에 의한 투자사업 승인

- 본사업 기본설계 심사용역을 한국도로공사에서

시행 (07. 6~7월)

- 실시설계 참여 의향서 제출 (07. 8. 13)

- 본 노선 종점에서 신항만 예정지인 락후엔

항만 연결도로(연장15km) 추가 발주계획

□ 닌빙 - 탄호아

�노선 개요 및 특징

- 베트남 북남측 고속도로의 하노이-꺼우지에

(공용중) 구간과 이후 건설중인 꺼우지에-닌

빙(건설중) 구간의 후속구간임

- 기존국도 1호선과는 별도로 베트남 동부지역

북남 종단고속도로의 일부구간으로 장래 빈-

다낭-꽝나이-나짱-호치민과 연결계획임

- 현재 공용구간(이륜차 혼용)은 꺼우지에-닌빙

구간이 완료되면 자동차 전용의 고속도로 운

계획임.

- 베트남 북남 고속도로 사업노선 (랑손-까마

우, 총연장 2,115Km)은 일본국제협력은행

(JBIC)과 장기 차관사업 협의 상임.

□ 호치민-롱탄-저우저이

�노선 개요 및 특징

- 베트남 최우선순위 고속도로 사업으로 당초

외자유치로 추진계획이었으나 사업의 시급성

으로 총사업의 53%(3억불)는 ADB차관,

47%는 정부재원 및 VEC 자체 자금조달 방

식으로 시행을 결정하 음 (07년 2월초)

- 이후 정부재원 조달의 어려움으로 일본 차관

도입을 협의하여 약 3억불 상당의 JBIC 차관

공여가 결정되었음 (07년 7월)

- 본 사업은 차관사업으로 시행되므로 ADB 발

주기준에 의거 실시설계를 국제입찰로 시행

예정이며 실시설계 완료 및 시공사 선정 등의

추진일정을 감안하면 2009년경 착공 예상

□ 비엔호아 - 붕따우

�노선 개요 및 특징

- 호치민시와 붕따우를 연결하는 국도 51호선

(4차로)중 비엔호아-푸미 구간(40Km)은 푸

미 산업공단지역의 물동량으로 조만간 교통

용량 초과 예상됨

- 2010 개항예정인 까이멥 항만(총11개소)등

규모 개발사업이 진행중으로 고속도로 건

설의 시급성이 요구됨

- 우선 1단계 사업으로 비엔호아-무미간을 시

행할 경우 사업비 및 교통량을 고려하면

BOT 사업 타당성이 있음

□ 쭝릉- 미투안 - 칸토

�노선 개요 및 특징

- 현재 건설중인 호치민-쭝릉간 고속도로와 연

결되어 장래 북남측 종점인 까마우와 연결되

는 노선임.

- 비교적 낙후된 베트남 남서부지방 지역개발

촉진 기여

3.4 투자 형식별 참여방안

롯데건설130

구 분

개 요

사업투자비를 통행료징수를

통하여 회수

-SPC설립등 추진절차 복잡

-투자비 회수기간 장기화

-한국내 시행실적 다수

-건설후 유지관리 및 운 참여 용이

-공사비,교통량등을 고려한 수익성

노선에 국한됨

-정부의 재정지원 및 수익보장

어려움

-통행료 징수를 통한 투자비 회수

가능노선 선택 (도공 자체 개략

재무분석)

-국내 참여희망업체 선정

-자료수집 및 사업성 조사(공동)

-사업제안서 제출(공동)

-사업승인시 사업관리 참여

-운 관리 자문시행

-BT사업 가능노선 정보수집

-부동산 개발분야

사업성 조사(업체주관)

-도로분야 추정

사업비 조사(도공)

-사업제안서 제출

(업체주관)

-사업승인시 사업관리 참여

-금융조건이 유리한 한구계 금융사

(펀드)와 연계한 사업 참여 시공사

선정

-시공권 확보시 해당 발주처와

사업관리 공동수행

-전체 투자규모가 크게되어 국내

관심업체 제한됨

-한국측 금융조달조건 정부측 수용

어려움

-적정 사업비 규모 협상 어려움

-부동산개발 수익성에 사업성패

좌우됨.

-투자부지 물색 및 시장분석 등

투자결정 장기간 소요

-유료도로 기부체납으로 운 분야

참여 어려움

-투자비 정부보증 상환으로 사업

리스크 적음

-차관사업에 비하여 금융조건 (금리,

상환기간등) 불리

도로건설 및 투자비 상당액에 상

응하는 부동산 개발권확보(GS 투

자 모델, 호치민 공항 연결

도로)(POSCO투자모델,랑-호아락

고속도로)

사업투자비 조달 조건으로 시공

권 확보 및 연차별 원리금 회수

장단점

장애요인

참여방안

BOT(BTO) BT BC(Building Contract)

On-the-spot stud

y

4 결 론

베트남의 건설투자는‘97-’02년간 총 국가 투자

금액의 44%를 사회간접자본에 투자하 으나 부

분이 ODA자금으로 ODA 성격상 지원국 건설회사

에게 우선권 부여하는 형태로 2010년부터 ODA 규

모가 급격히 줄어들 것으로 전망되면서 BOT등 민

간자본 유치에 총력을 다하고 있는 상태이다. 또한,

우리나라 EDCF 자금지원 규모가 확 (‘06년부터

5년간 매년 1억불)되면서 그만큼 참여기회도 늘어날

것으로 전망된다.

베트남의 건설투자는 지속적으로 증가되는 상황

으로 신규프로젝트의 수주를 위해서 기존의 사례를

분석하여 타당성 검토를 수행하는 것은 위험성이

높은 해외건설 수주에 있어서 매우 중요한 과정 중

의 하나이다. 규모 주요 인프라사업은 부분

BOT방식으로 추진되는 상황이나, 수익성 부족으로

사업에 이르기까지는 많은 난관이 존재하여 2001년

이후 외국 기업에 의한 BOT계약이 한 건도 없는

상태로 파이낸생 기법을 이용하여 BT와 개발사업이

복합된 형태의 사업에 적극적인 관심이 필요하며,

폐기물 처리장 건설, 상수도 개발, 하이퐁 신항만

건설 등 유망사업에 한 발굴 노력도 필요하다. 또

한, 이러한 일련의 사업들이 원활한 추진을 위해서

는 베트남의 규모 국 건설회사와 협력 방안을

모색하여야 한다.

[참고문헌]

1. 제4회 해외경 자과정 교육자료(FICID-KIAST-

KENKA TRAINING CENTER, 2007. 9)

2. 베트남 한인 상공인 연합회 제공 인터넷자료

(http://www.korchamvietnam.com/)

국내건설사베트남진출현황및베트남고속도로사업정보

131No.55. 2007. 12

롯데건설132

현 장 탐 방

인천 교∙송도신도시현장시찰을마치고…

성성범범규규 기술연구소토목연구담당연구원 ([email protected])

1. 서 론

1.1 방문 목적

인천 교와 송도신도시의 현장시찰은 기술연구소 토목연구담당에서 주관한 경 혁신 과제로 선정되었다.

본 과제의 목적은 형 토목사업 현장의 수주에 비하여 당사 기술력 배양의 기초를 마련하고, 참여 직원의

의식 고취를 통하여 롯데건설ㄜ의 비젼과 목표를 재 정립할 수 있는 토 를 마련하는데 있다.

1.2 시찰현장 선정

(1) 인천 교 건설공사 현장

총 18.248km 연장(민자구간12.343km+국고구간 일부)의 인천 교는 최 경간장의 길이가 800m에 달하

여 완공시점인 2009년에는 주경간장 길이 기준으로 세계 5위의 교량이 될 예정이다. 또한 주탑의 높이가 63

빌딩 (249m)과 맞먹는 238.5m에 달하고 세계최 하중 말뚝재하 시험(29,000ton), 세계최 규모 돌핀형 선

박충돌방지시설, 국내교량 최초로 PSC 박스 거더에 프리텐션 적용, 국내 교량최 규모의 교각일체형 말뚝

시공 등 다양한 실험적인 기술이 시도되고 있는 현장이다.

(2) 송도신도시

송도신도시의 경우는, 2001년 게일 인터내셔널(Gale International)과 포스코건설이 합자하여 10년간 약

24조원이상이 투입되는 세계최 규모의 민자 개발 사업이다. 총 1611만평에 달하는 송도 국제도시 중, 민간

On-the-spot study

On-the-spot stud

y인천

교∙송도신도시현장시찰을마치고…

133No.55. 2007. 12

도시개발사업이 이루어지는 곳은 약 167만평에 달

하며 상업시설과 첨단 바이오산업단지, 종-청

라-송도 지구를 중심으로 동북아 경제권 중심 거

점도시 역할을 하게 된다. 이러한 이유로 본 연구

소에서는 인천 교와 송도신도시를 견학현장으로

선정하 다.

2. 방문 현장 개요

2.1 인천 교 현장

(1) 총연장 : L=12.34km(민자구간)+8.93km(국고

구간) = 21.27km

(2) 사장교(Steel Box Girder) : 1,480m(주경간

장 : 800m), 주탑(역Y형 콘크리트 구조) 높이

: 238.5m

평균해수면 기준 상판 높이 : 74m

(3) 사업비 : 1조 5,914억원(민자구간) + 8,320억

원(국고구간) = 2조 4,234억원

(4) 시설규모 : 출입시설 6개소(배후단지 JCT,

종 IC, 송도 JCT, 해안도로 IC,

해안 IC, 학익 JCT), 업소 1개소( 종도

측 위치)

(5) 사업추진방식 : BTO (Build, Transfer &

Operate)

(6) 건설계획 : Fast Track방식 - 건설기간단축

및 사업비절감을 위하여 설계와 시공을 동시

에 추진하는 방식

(7) 공사기간 : 2005. 7~ 2009. 10(민자구간),

2005. 12~2009. 8(국고구간)

구 분 인천 교∙송도신도시 현장 시찰 일정표(2007. 10. 25(목))

12시30분 본사 주차장 집결 / 오리엔테이션 / 출발 (운송차량 이용)

13시00분 인천 교 현장으로 이동 (운송차량 이용)

14시00분 한국도로공사 인천 교 사업단 홍보관 도착 (홍보관 브리핑 / 질의 응답)

14시 40분 인천 교 사장교 구간 접근 시찰 (선박 탑승이동/홍보 상물 시청)

16시40분 송도신도시 현장으로 이동 (운송차량 이용)

17시00분

17시30분

송도 신도시 홍보관 도착

(상황실 브리핑 / 전망 전체전경 시찰 / 질의 응답)

19시00분 본사 도착 / 해산

그림 1. 인천 교 노선도

롯데건설134

2.2 송도신도시 현장

(1) 사업규모 : 1,611만평

(2) 계획 인구 : 25만여명

(3) 시행사 : 인천광역시, 인천시 도시개발공사 NSIC

(4) 기타 시설 : 국제업무단지(173만평), 지식정보

산업단지(80만평), 첨단 바이오 단지(8.8만

평), IT 클러스터(170만평), 국제학술연구단지

(71만평), 인천 신항(34선석, 배후 82만평)

(5) 사업기간 : 2005 ~ 2014년(1단계 사업목표

년도 : 2008년)

그림 2. 인천 교 조감도

그림3. 송도신도시 개요도

3. 현장 방문

3.1 인천 교 현장에 도착하여

최종 참가자 일행(총 31명)은 미리 예약한 전세버

스에 탑승하여 오후 13시 00분 인천 교 사업단 홍

보관으로 출발하 다. 이동거리는 약 1시간이 소요

되었다. 목적지에 도착하여 접견자(한국도로공사 손

호 차장)와 상견례 후 간단한 설명을 듣고 인천

교 접근시찰을 위해 준비된 선박으로 이동했다.

현장의 날씨는 안개가 자욱하여 비록 선명하게

관찰할 수는 없었지만, 점차 선박과 교량의 거리가

가까워지면서 교량의 공사현황이 뚜렷이 보이기 시

면 적 �53.3km2

계획인구 �253,000명

투자실적 �16건, 총310억달러(총 사업비 기준)

시 행 사 �인천광역시, 인천도시개발공사,

NSIC등

주요사업 �국제업무단지(5.67km2)

지식정보산업단지(2.3km2)

첨단바이오단지(0.3km2)

첨단혁신클러스터(6.15km2)

인천신항(30신석)등

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On-the-spot stud

y인천

교∙송도신도시현장시찰을마치고…

135No.55. 2007. 12

작했다. 배를 이용해 교량으로 이동하는 동안, 배

안에서 미리 준비된 홍보 상을 시청하며 인천 교

에 적용된 신기술과 사업전반에 걸친 설명을 들을

수 있었다.

이번 현장방문은 인천 교의 해상교량에 국한된

것이었지만, 실제로 인천 교 프로젝트는 세계적으

로‘교량의 박물관’이라고 불릴 만큼 다양한 교량

공법들이 적용되고 있었다.

두바이를 일컬어‘건축가의 놀이터’라고 하듯, 인

천 교 프로젝트 현장에는 20여 km에 걸쳐서 복합

트러스교(제1공구), 사장교(민자구간), 하이브리드 중

로 아치교(제2공구), 스트럿부착 PSC박스거더교(제

3공구), V형 주탑 강사장교(제4공구), 엑스트라 도

즈드교(제5공구) 등 6개 형식의 교량이 시공되고 있

다. 사업추진 방식은 BTO(Build Transfer Lease)

방식의 SOC사업으로서 사업 시행자가 초기 자본금

을 투입하고 시설물을 완공하여 정부로 소유권을

넘긴 후 일정기간 사업시행자가 운 권을 부여 받

아 운 에 따른 통행료 수입으로 사업의 수익을 얻

는 방식이다. 인천 교의 사업자는 삼성물산을 비롯

하여 림산업, 우건설, GS건설, 한진중공업, 한

화건설, 금호산업 등 7개의 건설회사로 이루어져 있

으며 사업자의 공식명칭은 삼성JV(Joint Venture)

이다.

우선 교량의 중앙 경간부는 형선박의 출입을

고려하여 주탑의 높이를 230여m까지 높여야 했다.

또한 형선박과 교각과의 충돌에 비하여 약 10

만톤급 선박을 기준으로 교각 하부주위에 돌핀형

선박충돌방지시설을 설치했다. 하지만, 이러한 규모

는 설계당시인 2005년 인천항에 들어오는 가장 큰

배 던 SK인천정유의 선박을 기준으로 한 것이었

으나 현재는 SK인천정유가 20만톤급 선박을 도입

하려고 하기 때문에 논란이 있기도 하다.

신속한 시공과 자재의 품질확보를 위하여 인천

교 현장에서는 해상 위에서 직접 바닥판을 타설하

지 않고 근처 육상 작업장에서 제작, 양생까지 마친

바닥판을 인양하여 교각 위에 거치하는 방법을 적

용하 다.

그림 4. 상판 작업장

롯데건설136

이를 위하여 위의 그림처럼 컨베이어 벨트에 시멘

트를 올려서 작업장 안으로 이동시킨 다음, 철근작

업과 다짐 등의 공정을 거친 후 작업장 입구에 설치

된 비닐막으로 작업장을 폐쇄하고 증기를 쐬게 하면

실외에서 양생하는 경우보다 훨씬 빠르게 양생될 뿐

만 아니라 조기강도도 크게 나타난다고 한다.

그림 5. 주탑 제작현장 전경

그림 6. 블럭 가설공법 전경

그림5. 에서 주탑 중앙부 외에 상부에 설치된 3개의

브레이싱은 추후 제거될 부재로서, 주탑 시공시 주탑

상부에 거치된 슬립폼의 하중으로 인해 주탑 상부가

안으로 쏠리는 것을 방지하기 위하여 설치했다고 한다.

On-the-spot stud

y인천

교∙송도신도시현장시찰을마치고…

137No.55. 2007. 12

그림 7. FCM 공법 전경

그림 8. 교각일체형말뚝

인천 교의 고가교 구간은 작업장에서 제작한 슬

래브를 현장으로 인양하여 거치하는, 블럭 가설공

법을 적용하여 빠른 시공속도를 유지하고 있다.

또한, 고가교를 제외한 구간에서는 아래 사진처럼

기초판없이 말뚝이 교각역할을 하는, 교각일체형말

뚝(Bent type pile) 공법을 적용하고 있다.

롯데건설138

그림 9. 인천 교 홍보관 방문 이모저모

그림 10. 선박충돌방지공

3.2 인천 교에 적용된 신기술공법

선박충돌방지시설은 희생구조물로써, 충돌시 보호

공이 소성변형을 일으키면서 선박의 에너지를 흡수

하여 파괴되기 때문에 교각을 보호함과 동시에 선

박에도 큰 피해를 주지 않도록 설계되어 있다.

이를 위하여 네덜란드 델프트 연구소에서 선박충

돌방지공 실험을 수행한 바 있다.

인천 교의 고가교 구간을 제외한 일부 구간에는

교각기초없이 지반에 관입된 말뚝이 교각역할을 하

는, 교각일체형 말뚝기초가 적용되었다.

이를 위하여 세계최 규모(약 30000ton)의 말

뚝재하시험을 실시하 다.

On-the-spot stud

y인천

교∙송도신도시현장시찰을마치고…

139No.55. 2007. 12

육상의 작업장에서는 바닥판 슬래브의 신속한 제작

을 위하여 실내작업을 통해 타설, 철근배근, 다짐과 양

생 등의 공정을 진행한다. 또한 철근망 자동화 제작시

스템을 갖춰서 보다 신속한 제작속도를 확보하고 있다.

해상교량의 특징상 내진과 내풍을 고려한 설계

는 반드시 필요하기 때문에 이를 위하여 초속 72m

강풍의 사장교 풍동실험을 수행하 다.

그림 11. 말뚝재하시험

그림 12. 슬래브 제작 전경

롯데건설140

3.3 송도 신도시를 보며 두바이를 상상하다

인천 교와 송도 신도시를 탐방하며 들었던 가장

기억에 남는 말은, 인천시장이 이 인천개발 프로젝

트를 추진하면서 했다는‘서울 옆에 인천이 아니라,

인천 옆에 서울이 되도록 하겠다’는 말이었다.

인천 교를 보며 그 엄청난 규모와 다양한 기술을

시도하는 도전정신에 놀랐다면, 송도 신도시를 보면

서는‘아마도 지금 두바이도 이런 모습이 아닐까?’

하는 생각을 하게 되었다. 1600만평이 넘는 광활한

부지에 주위를 돌리면 곳곳에 거 한 크레인이 바쁘

게 몸을 이리저리 돌리고 있고, 이미 꽤 높게 올라

온 아파트도 보인다. ‘과연 5년, 10년 후에는 이 곳

이 어떤 모습으로 변해있을까?’를 상상하는 것만으

로도 가슴이 두근거림을 느낄 수 있었다. 더불어 건

설산업의 변화에 해서도 생각해볼 수 있었는데,

관(菅)에서 발주한 공사에 수동적으로 입찰하여 공

사를 수주하는 방식이 과거 건설회사의 사업방식이

었다면, 현재는 인천 교나 송도신도시 프로젝트에

서도 볼 수 있듯이 건설회사가 사업을 계획하여 제

의하고 그 사업성을 인정받아서 공사를 추진하는 방

식으로 빠르게 변하고 있다.

이것은 무엇을 의미하는가? 전후 황폐화된 국토

를 수습하고 의식주를 해결하기 위해 빠르게 사회간

접자본시설을 지어야만 했던 과거의 우리나라에서는

‘무엇을 짓는가’보다는‘얼마나 빨리 짓는가’와‘얼

마나 크게 짓는가’가 중요했다. 그때는 건설산업에

서‘가치를 높인다’라는 개념이 필요하지 않았다.

하지만 그 후 눈부신 성장에 힘입어 선진국 진입을

눈앞에 둔 우리나라에서는 더 이상‘쉽게 할 수 있

는 건설’은 찾아보기 힘들어졌다. 그렇기 때문에 기

존에 있던 도시를 재개발하거나 아예 도시 자체를

새로 세우는 식의 적극적인 사업이 많아지게 되었

다. 이는 선진국의 건설산업에서도 마찬가지로 발견

할 수 있는 트렌드이다.

이번 견학을 통해 인천 교에서는 기술력 확보의

필요성을 실감할 수 있었다면, 송도 신도시에서는

기술력과 더불어 건설사업 전반의 프로세스를 이해

하는 것도 중요하다는 것을 느낄 수 있었다.

내가 맡은 기술파트를 완벽하게 해결하는 것은 당

연히 해야 하는 일이지만, 내가 속한 프로젝트가 어

그림 13. 홍보관에서 바라본 송도 신도시 건설현장

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y인천

교∙송도신도시현장시찰을마치고…

141No.55. 2007. 12

그림 14. 송도신도시 홍보관 앞에서

떠한 방식으로 진행되고 있으며 공사 외적인 요소들

이 어떠한 향을 줄 수 있는가, 그리고 이러한 공

사를 더 많이 수행하기 위해서는 어떤 역량이 필요

한가를 생각해봄으로써 프로젝트 전반에 걸친 이해

도를 높이는 것은 나 자신과 더 나아가 롯데건설의

역량을 키울 수 있는 길이라고 생각하기 때문이다.

4. 결론

엔지니어라면 누구나 사람들이 이름만 들어도

알 만큼 유명한 제품을 만드는 것이 꿈일 것이고,

건설 엔지니어도 역시 유명한 프로젝트를 지휘하거

나 그것에 참여하는 것만으로도 큰 자부심을 느낄

것이다. 이번에 견학을 다녀온 인천 교와 송도

신도시 역시 건설 엔지니어에게는 일종의 꿈과 같

은 현장이었다.

역사에도 남을 뿐더러 전세계적으로 각각‘교량

의 박물관’, ‘아시아의 두바이’라고 불릴 만큼 규

모 면에서나 기술력 면에서나 건설 엔지니어의 놀

이터와 같은 곳이었다. 건설 엔지니어로서 이러한

프로젝트가 계속해서 생긴다는 것은 그 무엇과도

바꿀 수 없는 에너지를 느끼게 해준다. 아무쪼록

이번 현장견학이 그 자리에 있던 모든 롯데건설의

엔지니어들과 이 을 읽는 모든 롯데건설인들에게

신선한 자극제가 되었길 바라며 을 마친다.

롯데건설142

V E 컬 럼

명지 교현장 신평램프-A.C 지장물 간섭으로인한 구조변경 사례

곽곽동동협협 명지 교건설민자투자사업현장사원([email protected])

1. 추진배경

공 사 명 : 명지 교 건설공사중 신평IC RAMP-A U형옹벽 구조물공사

공사위치 : 신평IC RAMP-A STA.0+827.344 ~0+940.000

공사규모 : U형옹벽 총연장 L=112.656m (H=0.428~5.425m , 8 SPAN)

U형옹벽 기초 강관파일(D=508mm,L=45.1m) 132공

RAMP-A U형옹벽 강관파일 시공중 도시가스관 염색공단 횡단구간에 한 항타를 위하여 도시가스관 위

치확인 결과 당초 제시한 노선을 벗어난 노선으로 강관파일 항타에 간섭되는 것으로 판별, 강관파일 위치변

경후 항타하는 것으로 부산도시가스팀과 구두협의 후 기술연구소 구조검토 결과에 의해 강관파일 항타를 부

산도시가스와 재협의 하 으나, 강관파일 도시가스관 근접에 한 진동관리 규정에 의거 도시가스관 인접구

간에 해 안전조치 후 항타요구, 항타시의 진동충격이 1.0m 이격거리에서는 증 될 것으로 예상되어 근접항

타는 불가 판정이 되어 구조물 형식변경 실시하 다.

VE Column

VE

Colum

n명

지교

현장

신평

램프

-A.C

지장

물간

섭으

로인

한구

조변

경사

례

143No.55. 2007. 12

그림 1. 신평IC RAMP-A U형 옹벽 지장물(도시가스관) 현황도

그림 2. 단 인입 U형옹벽 지장 현황

롯데건설144

2. 추진내용

구조물 형식을 U형옹벽에서 라멘교로 체 시공하

다.

기존 U형옹벽구간(2SPAN,3SPAN)을 기술연구소

에 의뢰하여 라멘교 설계하므로서 도시가스관구간

인접 강관파일을 항타하지 않기로 설계하 다.

기존의 강관파일 6공 신 12공이 추가되어 총 강

관파일 항타갯수는 132공에서 138공으로 증가하

다. 라멘교 설계로 인한 현황 및 도면은 다음과 같다.

그림 3. 신평 RAMP-A U형 옹벽일반도 (당초)

그림 4. 신평 RAMP-A U형 옹벽일반도 (변경)

VE

Colum

n명

지교

현장

신평

램프

-A.C

지장

물간

섭으

로인

한구

조변

경사

례

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3.개선효과

U형옹벽에서 라멘교로 구조물이 변경되면서 공기

단축을 이룰수 있었다.구조물 형식이 기존 U형옹벽

으로 유지 했을경우 도시가스이설이 불가피 했을 것

이다. 도시가스이설을 할 경우 강관파일 항타 중이던

장비가 철수하여 장비 기료가 발생하고 강관파일

항타후 구조물 후속 공정이 크게 늦어졌을 것이다.

도시가스를 이설 할 경우 유관기관 협의 및 이설업

체선정, 이설일자선정등으로 공기가 매우 늦어 졌을

것이다. 특히 U형옹벽 구조물 사이를 지나가는 도시

가스관 같은 경우 염색공단으로 인입하는 가스관으

로서 이설일자 선정이 공단이 쉬는 추석이나 설명절

등로 국한되어 있어 이설시 공기연장이 불가피 했을

것이다. 이러한 문제점을 라멘교로 구조물형식을 변

경함으로서 확실한 공기단축을 이룰수 있었다.또한

라멘교로 구조물 변경시 도시가스관위에는 구조물

되메우기 구간이 되어 구조물 하중으로 인한 도시가

스관의 파손을 막을 수 있었다. 그리고 차후 도시가

스관 유지 및 보수가 용이한 장점이 있다.