1. 서 론

토목공학에서 지반앵커공법은 1874년 최초 개발된 이래 많은 연구와 노력이 있었으며 1960년대 이후 현재까지 지난 50여년간 그 공법의 유용성으로 건설현장에서의 사용 빈도는 급격히 증가하고 있다. 국내 건설현장에서 지반앵커공법은 80년대 이후 깊은굴착, 옹벽보강, 수압대응, 터널, 절토사면의 안정 등 다양한 분야에 적용되고 있으며, Fig. 1은 지반앵커의 적용 예를 보여준다.

최근에 앵커의 적용 추세가 급격히 늘어나고 있으며, 동시에 다양한 방식의 앵커가 개발되어 보급되고 있는 실정이다. 이처럼 그 공법의 중요성에도 불구하고 최근 다양해진 앵커의 정착거동에 대한 연구가 부족한 실정이다. 본 연구에서는 앵커의 대표적 유형인 인장형 앵커(Tension type anchor) 및 압축형 앵커(Compression type anchor)와 최근 개발되어 널리 사용되고 있는 다중정착 지반앵커(Multi Load Transfer Ground Anchor System, 이하 MLT)의 정착거동 특성을 비교, 분석하여 MLT 앵커의 공학적 특성을 평가하고자 하였다.

본 연구에서는 기존 앵커형식인 인장형 앵커 및 압축형 앵커와 최근 개발되어 널리 사용되고 있는 MLT 앵커에 대하여 하중과 지반강도, 앵커의 정착유형에 따른 정착거동 특성을 파악하고 앵커 유형별로 상호 비교, 분석함으로서 MLT 앵커의 설계 및 실제 적용에 필요한 기초자료를 제공하는 것을 목적으로 하며, 대형모형실험과 수치해석, 현장시험결과의 비교, 분석을 통한 앵커 정착유형별 하중-전단응력 관계 및 분포특성을 파악하고 또한, 현장시험을 통한 앵커 유형별 하중-전단응력 특성 및 탄소성 거동특성 비교, 분석하였다.

2. 앵커의 정착거동

앵커의 정착에서 가장 중요한 것은 지반과 그라우트의 부착저항이며 앵커의 정착유형에 따라 상호 거동의 차이가 발생된다. Fig. 2는 지반과 그라우트 간 인발저항의 개요를 보여주는 것으로 극한 인발저항력 는 식 (1)과 같이 표현된다.

 (1)

 :직경(m)

 :정착 길이(m)

 :지반과 그라우트의 극한 부착저항력(kN/m2)

여기서, 극한 인발저항력()는 앵커 정착부의 부착저항력() 성분과 관계되며, 이때 상부지반의 자중(W)에 의한 성분은 앵커 인발에 따른 지반변위를 구속하는 역할을 하게 되므로 지반의 강도와 관계된다. 또한, 식 (1)에서 부착 저항력()은 식 (2)와 같이 표시할 수 있고, 식 (2)에서 부착 저항력은 기본적으로 지반과 그라우트의 부착력 와 앵커에 작용하는 응력 , 지반과 그라우트의 마찰각 에 의해 결정된다.

 (2)

 : 지반과 그라우트 사이의 부착력(kN/m2) : 앵커에 작용하는 응력(kN/m2)

  : 지반과 그라우트 사이의 마찰각(∘)

한편, 앵커는 정착유형에 따라 지반에 발생되는 전단응력 분포가 달라지며 또한, 최대 전단응력도 다르게 나타난다.

Fig. 2는 앵커의 하중 작용점과 지반의 전단응력 분포를 보여주는 것으로써 ①, ②는 인장형과 압축형 앵커의 정착장(그라우트체)에 하중 작용점과 지반의 응력분포를 표시한 것이다. 여기서 인장형 앵커(①)는 앵커의 정착장(그라우트체)에 인장응력이 발생 하는 반면, 압축형 앵커(②)는 앵커의 정착장(그라우트체)에 압축응력을 받게 된다. 한편, ③은 MLT 앵커의 하중 작용점을 나타낸 것으로 그라우트체 내부에 다수의 정착체가 분산 배치됨에 따라 압축형 앵커, 인장형 앵커에 비해 상대적으로 작은 응력이 발생된다. 이처럼 앵커의 정착유형에 따라 정착장 주변지반 및 그라우트에 작용하는 응력분포 상태가 달라지며 동일한 지반조건에서 앵커의 최대 인발저항력은 정착유형에 따라 서로 상이하게 나타남을 예측할 수 있다. 즉, 동일한 지반조건에서 앵커의 정착유형이 다를 경우 앵커에 정착장 주변지반에 작용하는 전단응력 또한, 다르게 나타나므로 식 (1)의 최대 인발저항력 은 앵커의 정착유형에 따라 다르게 나타날 것이다.

3. 대형모형실험

3.1 실험개요

앵커의 정착유형별 인발저항특성 및 하중에 대한 전단응력 특성을 상호 비교하고자 대형모형실험을 실시하였다. 본 실험에서의 지반조건은 풍화암 조건을 모사하기 위해 풍화암 압축강도에 대응하는 모형지반을 조성하였으며, 실제 시공과 동일한 크기의 앵커를 설치하여 인발시험을 하였다.

조성지반의 제원은 직경 1.0 m, 높이 4.0 m의 파형강관을 이용하여 조성하였으며, 지반내부에 변형률 게이지를 설치하여 앵커 인발에 따른 지반의 전단 변형률을 측정하였다. 실험앵커는 MLT 3본, 인장형 2본, 압축형 2본, 총 7본을 사용하였으며 실험앵커의 목표하중은 300 kN으로 계획하였고 실험앵커의 인장재는 12.7 mm 스트랜드 3가닥을 사용하였다.

앵커의 종류와 지반강도를 실험변수로 하여 총 7가지 경우에 대하여 인발시험을 수행하였으며, 인장형 앵커의 정착길이는 12.7 mm 스트랜드 3가닥의 주변면적을 기준으로 스트랜드와 그라우트의 부착저항이 시험하중 300 kN에 저항할 수 있도록 계획하였다. 한편, 압축형 앵커와 MLT 앵커는 별도의 정착체가 있는 관계로 정착체의 주변면적과 그라우트의 부착 저항력이 시험하중에 저항할 수 있도록 계획하였다. 이때 인장재(또는, 정착체)와 그라우트의 부착면적을 앵커형식별 동일하게 적용하였다. Table 1은 시험에 사용된 앵커의 유형별로 인장재와 그라우트의 부착 저항력을 확보하기 위한 부착저항 면적을 나타낸 것이다.

또한 Table 2는 실험에 사용된 앵커의 종류와 조성지반의 양생조건을 나타낸 것으로써 실험대상 지반강도는 압축형, 인장형의 경우는 실험용 콘크리트 타설 후 9일, 17일 경과 후의 2가지 경우로 지반강도를 각각 다르게 하여 실험하였으며 MLT 앵커의 경우는 콘크리트 타설 후 5일, 9일, 17일 경과 후의 3가지 경우로 지반강도를 각각 다르게 하여 실험하였다.

3.2 지반물성 및 조성지반의 규모

모형지반의 조성규모는 Coates & Yu (1970)가 제안한 앵커 인발하중(P)에 따른 주변 지반의 영향범위를 고려하여 결정하였다. 즉, Coates & Yu (1970)는 앵커인발하중(P)에 따른 주변 지반의 영향범위는 앵커체와 지반의 탄성계수 비(/) 및 앵커직경()과 지반의 영향반경() 고려하여 Fig. 3과 같이 제안하였다. Fig. 3에서 /=1.0∼10.0인 경우에 /= 0.02 값이 나타나는 범위는 / = 2.5 이내의 조건에서 나타나며, / > 7 인 경우에는 앵커인발하중 영향이 거의 나타나지 않는다.

본 실험에서는 이러한 앵커 인발하중 영향범위를 고려하여 직경 1.0 m, 길이 4.0 m의 파형강관을 사용하였다. 즉, 앵커체와 지반의 탄성계수 비 / = 1.0∼2.5의 범위로 계획하였으며 조성지반의 규모는 / = 10.0으로 적용하였다. 또한, 앵커체와 조성지반의 탄성계수 비 / = 1.0∼2.5로 유지될 수 있도록 조성지반의 압축강도는 12.0 MPa 미만으로 계획하였으며 이에 따라 조성된 지반의 재령일수와 압축강도 관계는 Fig. 4와 같다. Fig. 4에서 1st 값은 조성지반의 9일 강도, 2nd 값은 조성지반의 17일 강도를 나타낸다.

한편, 조성지반의 강도특성은 Table 3과 같고 인발시험은 시험에 적합한 압축강도 즉, / = 1.0∼2.0, σc = 5.0 MPa∼10.0 MPa 정도의 범위에서 인발시험을 실시하였다.

3.3 그라우트

실험을 위한 그라우트체는 모든 실험앵커조건에서 동일한 강도조건으로 설정하기 위해 일정한 배합비를 기준으로 제작하였으며, 사용재료는 보통포틀랜드 시멘트를 사용하고 혼화재는 팽창제를 사용하였다. 실험에 필요한 그라우트 강도는 가급적 지반강도와 비슷하거나 지반강도의 2.5배를 넘지 않도록 목표강도를 9.0∼12.0 MPa 범위로 계획하였다. 조성된 그라우트의 3일 강도를 확인하였을 때 10.0 MPa이 측정되었으며 조성지반의 목표강도에 맞춰 그라우트의 강도를 일정하게 유지할 수 있도록 그라우트 작업 날짜를 조절하여 강도가 일정하게 확보될 수 있도록 하였다. 실험에 사용된 그라우트의 배합은 Table 4와 같으며 그라우트의 강도는 압축강도 시험(KS L ISO679)을 실시하여 확인하였다.

3.4 지반조성

지반조성은 파형강관 내부에 강재 틀을 이용하여 변형률 게이지를 설치한 후 레디믹스 콘트리트를 타설하여 조성하였으며, 이때 추후 천공 홀 확보를 위해 지반조성시 파형강관 내부에 직경 100 mm의 강관을 조성지반의 중심부에 거치하였다.

지반조성을 위한 콘크리트를 타설하고 천공 홀을 유지할 정도의 시간(12시간)이 지난 후 파형강관 내부의 강관(φ100)을 인발하여 천공 홀을 확보하였다. 강관 제거 후 실험용 앵커체를 천공 홀 내부에 설치하였으며 레미콘 타설 2일 경과 후, 6일 경과 후, 14일 경과 후 그라우팅을 실시하여 그라우트의 강도가 3일 강도기준(10 MPa)으로 일정하게 유지될 수 있도록 하였다. 그라우팅은 중력식 그라우팅으로 실시하였으며 Photo 1은 대형모형실험을 위한 지반조성 전경이다.

3.5 계측장치

인발하중에 따른 지반의 변형률을 측정하기 위해서는 변형률 게이지를 조성지반 내에 설치해야 한다. 이를 위해 별도의 강재 틀을 제작하였으며 변형률 계측용 강재의 자체적인 처짐이나 변형을 방지하기 위해서 원형강봉(10)과 L형강(t : 5.0 mm)을 이용하여 높이 4.0 m 직경 1.0 m의 철골 구조물을 Photo 2와 같이 제작하여 파형강관 내부에 고정하였다.

실험과정에서 인발력의 측정은 G.M사의 하중계를 이용하였고 인발에 의한 변위는 TML사의 50 mm LVDT를 사용하였다. 측정자료는 TML사의 Data Logger를 이용하여 수집하였으며 시험에 사용된 계측장비의 주요 사양은 Table 5와 같다.

3.6 계측위치

인발하중에 따른 앵커와 지반의 상대적인 변형률 및 조성지반의 전단응력 분포특성을 파악하기 위해 변형률 게이지를 설치하여 지반의 변형률을 측정하였다. 변형률 게이지는 얇은 강재(t : 2 mm)의 상단에 부착하고, 이것을 조성지반의 천공 홀을 중심으로 120°씩 3방향에 대하여 각각 설치하였으며, 게이지 설치위치는 Fig. 5와 같다. 인장형 앵커와 압축형 앵커는 변형률 게이지를 500 mm 간격으로 3.0 m 구간에 각 21개소씩 설치하였고 MLT 앵커의 경우 지반의 변형률을 좀 더 자세히 측정하기 위해 변형률 게이지를 250 mm 간격으로 3.5 m구간에 총 45개소를 설치하여 지반의 변형률을 측정하였다.

3.7 실험수행

실험을 위한 인발하중은 정열하중(Alignment load, A.L) 이후, 100 kN, 200 kN, 300 kN의 3단계로 구분하여 적용하였다. 한편, MLT 앵커의 경우 정착체가 각기 다른 위치에 분산 배치되고 이에 따른 인장재의 길이가 서로 다르므로 인장방법이 기존 앵커와 달라야 한다. 즉, 인장재의 길이가 다르기 때문에 인장재의 축 강성()이 달라져 하중 증감 시 동일하게 인장변위가 발생되지 않는 특징이 있다. 따라서 동시인장 시와는 달리 인장재 각각에 대해 개별인장이 되도록 하여야 한다. 따라서, 본 시험에서는 인장형, 압축형 앵커의 경우는 센터 홀 방식의 유압잭을 사용하였으며 MLT 앵커의 경우는 인장재 각각의 인장이 가능한 개별 유압잭을 사용하였다. 각 하중 재하단계는 Table 6과 같다.

3.8 실험결과

대형모형실험 결과는 앵커 유형별 하중-지반강도-전단응력 관계로 정리하였다. 변형률 게이지를 통해 얻어진 측정값은 전단응력으로 변환하였으며 조성지반의 전단탄성계수는 조성지반의 압축강도를 기준으로 추정하였다. 대형모형실험 결과, 동일하중조건에서 최대전단응력의 크기는 압축형＞인장형＞MLT 순으로 나타났으며 Table 7, Fig. 6과 같다.

Fig. 6은 지반강도, 시험하중 단계에 따른 앵커 유형별 하중-전단응력 분포특성을 보여주는 것이다. 여기서, Fig. 6(a)는 인발하중 100 kN 작용시 지반강도에 따른 전단응력분포이며 Fig. 6(b)는 인발하중 300kN 작용시 지반강도에 따른 전단응력분포이다. 한편, Fig. 6(c), (d)는 동일한 지반강도 조건에서 하중에 따른 전단응력분포를 나타낸다.

이에 대한 분석결과 정착장 주변지반의 전단응력 분포는 압축형의 경우 정착장 최하단부에 집중되어 나타나는 반면, 인장형의 경우에는 정착장 최상단보다 약간 아래에 집중되는 경향을 보여주며 MLT 앵커의 경우에는 정착장 주변지반의 전단응력 분포가 정착장 전체에 비교적 고르게 분포하는 경향이 확인되었다.

한편, Coates & Yu (1970)는 지반의 탄성계수와 앵커체의 탄성계수 비()에 따른 인발하중과 이에 따른 최대 전단응력 관계를 Fig. 7과 같이 제안한 바, 본 대형모형실험 결과를 Coates & Yu의 연구결과와 비교, 검토하였으며 결과는 Table 8, Fig. 8과 같다.

Fig. 8은 대형모형실험 결과를 인발하중에 대한 전단응력 관계()를 정리한 것이며 Fig. 8(b)는 앵커체의 탄성계수와 지반의 탄성계수 비()가 1.0에 가까운 지반강도 9,160 kPa인 조건에서 실험결과를 나타낸 것이다. 검토결과, 인장형 앵커의 각 하중

단계별 인발하중에 대한 전단응력관계()는 평균 ≒ 0.41의 값을 나타낸다. 이러한 결과는 Coates & Yu (1970)의 연구결과와 거의 일치하는 경향을 보인다. 따라서 압축형 앵커, MLT 앵커의 실험결과도 신뢰할 수 있을 것이다.

또한, Fig. 8(b)에서 앵커 유형별 평균값은 압축형 = 0.81, 인장형 = 0.41, MLT = 0.31의 값을 나타낸다. 결과에서 나타난 관계를 이용하여 앵커 유형별 전단응력을 정리하면 MLT 앵커는 , 인장형 앵커 , 압축형 앵커는 로 정리할 수 있다. 이러한 결과는 동일한 지반조건에서 MLT 앵커는 인장형 앵커보다 1.3배, 압축형 앵커보다는 2.6배의 인발 저항력을 발휘할 수 있다는 판단의 근거가 된다.

4. 현장시험

4.1 개요

현장시험은 강원도 속초시 고성군 ○○도로 건설공사 중 개착터널 갱구부 우측 사면보강 공사 현장에서 실시하였다. 본 현장시험에서는 세 가지 앵커 유형(인장형, 압축형, MLT)에 대하여 시험하중 단계별 전단응력 분포특성과 탄.소성 거동특성, 앵커의 유효 자유장 특성을 확인하기 위해 유형별 각 1개소씩 총 3개소에 대하여 실시하였다.

앵커시험 절차는 적합성시험(Suitability test)을 기준으로 하였으며 상세한 절차는 Sia. Edition Ground Anchors (1977), B.S 4447 (1973)에 따른 하중제어방식으로 수행하였다.

4.2 대상지반

대상사면의 지반조건은 지표면 상부로부터 최대 약 10.0 m 하부까지 붕적층 및 풍화토로 구성되어 있으며 이하, 풍화암 층으로 구성된 사면이다. 앵커 정착장의 위치는 Fig. 9와 같이 풍화암층에 거치하였다.

현장시험에 적용된 앵커체의 탄성계수와 지반의 탄성계수 비()가 약 40정도로 상대적으로 그라우트 강도보다 지반강도가 약함을 의미한다. 이는 대형모형실험의 조건과는 다소 상이하나 본 현장시험의 목적은 대형모형실험 조건보다 불리한 실제 현장조건에서 앵커의 정착유형별 실제거동을 확인하기 위함이다. 일반적으로 현장에서의 그라우트 강도는 25 MPa 이상 관리하도록 하고 있으며 보통 그라우트의 강도 20 MPa이상 확보되었을 때 인장작업을 실시하도록 하고 있다.

본 시험의 경우 그라우트의 배합비는 대형모형실험의 배합비(Table 4)를 적용하였으며 조강제(EO-2.5)를 사용하여 그라우트 강도가 20 MPa 이상 확보되었을 때 인발시험을 실시하였다. Table 9는 대상지반과 그라우트의 물성치를 보여주며 그라우팅 작업에 사용된 조강제의 특성은 Table 10과 같다.

4.3 현장 적합성시험

4.3.1 시험앵커 제원

앵커 정착 유형별로 하중 재하단계에 따른 전단응력 분포특성과 최대전단응력, 앵커와 지반의 탄.소성 거동 및 시험앵커의 유효 자유장 등의 앵커유형별 거동을 확인하기 위하여 MLT 1개소, 인장형 1개소, 압축형 1개소 총 3개소에 대하여 현장시험을 실시하였으며 시험앵커 제원은 Table 11, Fig. 10과 같고 인장재는 KSD SWPC 7002 규격의 7연선 스트랜드를 사용하였다.

4.3.2 시험 및 계측장비

시험앵커는 1,000 kN 규격의 유압 실린더와 1.5 HP의 유압펌프를 이용해 인발하였으며 인발 도중에 발생되는 변위는 TML사의 100 mm LVDT를 이용하여 측정하였다. 각 단계에서의 인발하중은 1,000 kN 용량의 로드셀을 이용하여 측정하였으며 그라우트 및 지반의 전단응력 분포를 측정하기 위해 대형모형실험에서 사용한 것과 동일한 강재용 변형률 게이지를 Fig. 11과 같이 설치하였다.

이때 변형률 게이지는 천공경 외벽에 별도의 강재를 부착하여 심도별로 설치하였으며 시험 중 측정된 자료는 TDS-303 Data logger를 이용하여 정리하였다.

4.3.3 앵커시험 수행

시험하중은 설계하중(Design load, D.L) = 400 kN을 기본 규격으로 정하였고, 하중 재하단계는 초기 정열하중(Alignment load, FA.L) 이후, 목표하중( =1.35 D.L) 까지 총 6단계로 구분하여 세 가지의 앵커형식 모두 동일하게 적용하였다. 초기 정열하중(FA.L)은 설계하중의 20%를 넘지 않도록 FA.L = 50 kN을 기준으로 하였으며 목표하중은 설계하중의 1.35배인 = 540 kN을 적용하였다. 단계별 하중재하 조건은 Table 12와 같으며 Photo 3은 앵커시험 전경을 보여준다.

시험은 하중제어방식으로 수행하였으며 각 하중재하 단계에서 변위가 수렴되는 것을 확인하고 하중-늘음량을 측정하였다. 늘음량 측정은 100 mm 규격의 LVDT를 이용하였으며 하중의 측정은 유압펌프의 게이지 읽음값과 로드셀에서 나타나는 값을 비교하였다.

로드셀의 계측값과 유압펌프의 게이지 읽음값은 비교적 정확하게 일치하였으며 일정 하중 유지시간 동안에 하중의 오차는 나타나지 않았다. 지반의 전단응력은 하중재하 1단계와 목표하중 단계에서 설치된 변형률 게이지를 이용하여 지반의 전단변형률을 측정하였으며 지반의 전단탄성계수를 이용하여 전단응력으로 변환하였다.

4.4 시험결과

세 가지 유형의 앵커에 대한 현장시험을 통하여 앵커의 정착유형에 따른 하중-전단응력 관계 및 탄.소성 거동특성을 확인하였다. 각 앵커의 늘음량 관계는 각 정착유형별 자유장 조건(길이)가 상이하여 비교의미가 없으므로 비교하지 않았다. 다만, 앵커시공의 적정성 여부를 판단할 수 있는 유효 자유장 길이를 비교, 검토하였으며 이때 앵커에서의 유효 자유장은 설치된 앵커에 대한 실제 자유장의 길이를 의미하는 것으로써 앵커의 인발력이 작용하는 실질적인 하중 작용점 예측을 위한 매우 중요한 요소이다. 이러한 유효 자유장은 식 (3)과 같이 산정된다(Model Specification for Prestressed Ground Anchors, 1989, FIP, 1982).

 (3)

여기서,  :유효자유장(m)

       At  :긴장재 단면적(mm2)

       Es  :긴장재 탄성계수(kPa)

 :각 시험하중에 대한 탄성변위(mm)

       F  :초기 정열하중(Alignment Load, FA.L)을 제외한 시험하중(kN)

한편, 유효 자유장 길이의 상･하한선은 식 (4), (5)를 기준으로 하였다.

TensionType: (4)

CompressionType:

 (5)

즉, 앵커유형별 유효 자유장 길이는 식 (4), (5)를 만족하여야 한다.

앵커의 유형별 적합성시험 결과는 Fig. 12와 같으며 앵커의 하중-변위 관계를 보여주는 결과 그래프이다.

인장형 및 압축형, MLT 앵커의 적합성시험 결과 각 하중재하 단계별 앵커변위는 총 변위의 상한치와 하한치를 모두 만족하는 것으로 나타났다. 한편, Fig. 12(a)에서 인장형 앵커의 하중-변위 관계는 단계별 하중의 변위 상한치에 가깝게 나타나는 경향을 보였으며 이러한 결과는 인발하중 증가에 따른 앵커정착부의 인장균열 영향으로 판단된다. Fig. 13은 적합성시험에서의 탄.소성 변위곡선으로 소성변위는 총 변위에서 탄성변위를 제외한 값이다.

Fig. 13에서 앵커 유형별 소성변위는 목표하중 재하단계에서 인장형＞압축형＞MLT 순으로 나타났으며 소성변위는 지반앵커의 장기 안정성과 관계된다. 한편, 각 앵커의 유형별 늘음량 관계는 앵커 유형별로 자유장 길이가 상이하므로 객관적인 비교를 위해 유효 자유장 길이로 검토하였으며 검토 결과 MLT = 14.01 m, 인장형 = 12.16 m, 압축형 = 15.14 m로 확인되어 모두 관련기준 식 (4), (5)를 만족하는 것으로 나타났다.

인장형 앵커에서 유효 자유장은 당초 설계 자유장보다 0.66 m 길게 나타났으며, 이러한 결과는 인장형 앵커에서 지반 내 최대응력의 작용위치가 정착장 최상단부에 집중됨으로서 정착장 상단부에서 인장균열에 의한 하중전이현상이 나타났음을 의미한다. 즉, 실제 정착장은 3.34 m로 설계 정착장의 약 83.5%만을 확보하고 있음을 나타낸다. 반면, 압축형 앵커의 유효 자유장은 당초 자유장보다 0.36 m 짧게 나타났으나 이는 유효 자유장의 허용오차가 ±10%인 점을 고려한다면 비교적 안정적인 것으로 판단된다.

MLT 앵커의 유효 자유장은 13.99 m로 MLT 앵커의 정착 고정체 정 중앙에 위치하는 것으로 나타났다. 이는 유효 자유장과 설계 자유장의 오차가 상대적으로 적으며 이에 따른 앵커의 소성변위가 상대적으로 적게 발생함을 의미한다.

앵커의 정착유형별 적합성시험에 따른 전단응력분포 특성은 1단계 하중과 목표하중 재하단계에서 측정하였으며 결과는 Table 13과 같다.

Fig. 14는 현장시험에서 앵커 정착유형별 전단응력 분포특성을 나타내는 것으로 대형모형실험의 결과와 유사하게 나타났다. 즉, 적합성시험에서 확인된 인장형 앵커의 최대전단응력은 정착장 상부에 집중하는 반면, 압축형 앵커의 최대전단응력은 정착장 최 하단부에서 측정되었다. 한편, MLT 앵커는 최대전단응력 분포가 정착장 전체에 비교적 고르게 분포함을 보여준다.

Table 14와 Fig. 15는 현장실험 결과를 전단응력과 인발하중과의 관계()로 정리한 것이며, 앵커체와 지반의 탄성계수 비()가 40인 조건에서 실험결과를 나타낸 것이다. 검토결과 앵커 유형별 값은 압축형 = 0.81, 인장형 = 0.47, MLT = 0.31의 값을 나타낸다. 즉. 앵커 유형별 전단응력을 정리하면 MLT 앵커는 , 인장형 앵커, , 압축형 앵커는 로 정리할 수 있다. 이러한 결과는 동일한 지반조건에서 작용하중대비 앵커 정착유형에 따라 지반 내 전단응력이 상이하게 나타남을 뜻하며 동일한 지반조건에서 인발 가능한 하중크기는 MLT ＞인장형＞압축형 순으로 나타남을 의미한다.

또한, 현장시험 결과에서 확인된 앵커 유형별 소성변위 특성은 Table 15, Fig. 16에 나타냈다. 최대시험하중 단계에서 소성 변위량은 MLT = 2.54 mm, 압축형 = 6.17 mm, 인장형 = 8.95 mm로 지반의 전단응력이 압축형＞인장형＞MLT의 순으로 나타나는 것과는 다르게 소성 변위량은 인장형＞압축형＞MLT 순으로 나타났다. 여기서, 압축형 앵커보다 인장형 앵커의 소성 변위량이 크게 나타나는 것은 인장형 앵커의 인장균열에 의한 영향으로 판단되며, 이러한 결과는 인장형 앵커의 유효 자유장 길이가 당초 설계길이에 비해 증가된 양이 다른 앵커보다 많은 것으로도 설명된다.

5. 수치해석

5.1 개요

앵커의 정착 유형별 수치해석을 통하여 인발하중과 전단응력의 관계, 지반의 하중전이 분포, 지반변위 등에 대하여 분석하고 실제 실험결과와 비교할 수 있도록 하였으며 또한, 본 해석결과를 이용하여 유사지반에서 설치된 대형 모형실험 결과의 분석 자료로 활용하였다. 해석 프로그램은 범용적 유한요소 해석 프로그램인 “PLAXIS” 프로그램을 사용하였다.

5.2 지반요소 및 구조요소의 모델링

본 해석에 적용될 대상체는 크게 연속체 요소와 구조 요소로 나눌 수 있으며, 연속체 요소는 해석결과의 정밀도를 고려하여 모든 요소망 작업 시 15절점 요소를 적용하였다.

한편, 구조요소는 크게 Beam, Geotextile, anchor 요소 등으로 구분되며, 본 해석에서 각 앵커의 인장재(Strand Tendons)는 앵커 로드(anchor rod) 요소를 적용하였고, 앵커 정착체 요소는 앵커체 제원별 입력이 가능한 앵커(anchor body) 구조체를 적용하였다.

5.2.1 경계조건

본 해석에서 적용한 경계조건은 다음 Fig. 17과 같이 경계면 A는 수평변위를 구속하고 경계면 B는 수평, 수직, 회전변위를 구속하여 앵커체와 주변지반 거동이 최대한 실제 지중에서의 거동과 유사하도록 모델링 하였다.

5.2.2 구조체 및 경계면(Interface)의 모델링

앵커 모델링에서 중요한 인자는 앵커체(grout body)와 힘을 전달하는 인장재, 인장재에 가해지는 인장력이다. 이러한 지반-구조물의 상호작용을 효과적으로 고려하기 위해 지반을 연속체로 모델링하고 앵커체에 가해지는 하중으로 인하여 발생되는 지반의 응력 변화를 확인함으로써 다양하고 복잡한 지반구조 및 하중변화에 따른 앵커 거동을 예측할 수 있어야 한다. 본 수치해석에서는 보다 정밀한 앵커 거동을 모사하기 위해 강선과 그라우트 사이에서 부착에 의한 영향과 앵커체와 지반과의 경계면에서의 인터페이스를 Fig. 18과 같이 적용함으로써 각각의 앵커유형에 따른 거동특성을 분석하였다.

(1) 인장재(Anchor rod)의 모델링

일반적으로 앵커 구조체에서 자유장(Unbonded Length)은 외력에 대한 인장재 자체의 탄성변형이 발생하므로 외력에 대한 자유장부의 인장효과를 고려하기 위해 절점 간(Node -to-Node)의 스프링 요소로 모델링하였다.

(2) 앵커 정착장(Anchor body)의 모델링

앵커 구조체에서는 정착장부의 앵커체 자체의 주변부 저항능력이 발생하므로 앵커 정착장의 축 강성을 고려하되, 그라우트(④)와 주변 지반(⑤)과의 인터페이스 강도지수(Rinter)는 1.0으로 고려하였다.

(3) 지반 모델링

“PLAXIS” 프로그램에서는 강재와 주면 토체의 강도 차가 클수록 인터페이스 강도지수라는 개념을 도입하여 강도지수를 1.0 이하의 값으로 적용함을 추천하고 있다.

이는, 지반-구조물 모델링 시 경계요소 간의 급격한 강성 차의 변화로 수치해석의 오류방지와 해석과정의 수렴오차를 제어하기 위한 수단으로 적용된다. 따라서, 본 해석에서는 이에 대한 원천적인 문제를 제어하기 위하여 “PLAXIS” 메뉴얼상의 추천치를 적용하였다. 즉, 인장재와 주면 가상두께(virtual thickness, ①)와의 인터페이스 강도지수는 “PLAXIS” 메뉴얼 추천치인 0.5를 적용하였으며, 강연선과 주면 그라우트(④) 사이의 공간영역(③)에 대한 인터페이스 강도지수는 0.8을 적용하였다. 한편, 천공경 내 빈 공간으로 존재하는 비 부착 경계면(Friction-Less Interface, ②)은 무 강성의 경계요소로 적용하였으며 그라우트(④)와 주변 지반(⑤)과의 인터페이스 강도지수는 1.0으로 고려하였다.

각 앵커 유형별 수치해석을 위한 앵커 및 지반 모델링도는 Fig. 19와 같다. Fig. 19(a)는 인장형 앵커와 지반 모델링 및 인터페이스 경계면을 보여주며 Fig. 19(b)는 압축형 앵커, Fig. 19(c)는 MLT 앵커의 지반 모델링 및 경계면을 보여준다.

5.3 수치해석 변수

5.3.1 지반 물성치

앵커의 정착유형과 지반강도에 따라 앵커의 인발거동 및 지반의 하중전이를 확인하기 위하여 앵커 정착 유형별 지반조건과 하중조건을 각각 다르게 적용하여 수치해석을 실시하였다. 해석에 적용된 지반조건은 토사 및 풍화암, 연암 범위 조건으로 적용하였다.

본 수치해석에서 지반조건은 그라우트와 지반의 탄성계수 비를 기준으로 3가지 경우로 구분하여 실시하였으며 앵커유형은 정착유형에 따라 인장형, 압축형, MLT로 구분하였으며 각 경우의 하중조건은 100 kN, 200 kN, 300 kN을 적용하였다. 각 해석변수를 고려한 수치해석 Case는 Table 16과 같으며 적용지반의 물성치는 Table 17과 같다.

5.3.2 앵커제원 및 적용 물성치

수치해석에 적용된 각 앵커유형은 Fig. 20과 같으며, 각 앵커 규격은 Table 18과 같다.

수치해석을 위한 각 앵커 유형별 앵커체는 다음 Table 19와 같이 구분되며 각 적용 물성치는 Table 20과 같다.

5.4 수치해석 결과

각 앵커 유형별 수치해석 결과 앵커 축 변위 분포와 앵커 주변 전단응력 분포특성을 확인할 수 있었다. Table 21은 해석결과를 최대 전단응력과 최대 축변위를 나타낸 것이다. 앵커의 인발하중에 대한 정착장 주변지반의 전단응력은 인발하중이 증가할수록 커지는 분포임을 확인할 수 있었다.

Fig. 21은 해석결과의 예를 나타낸 것으로 그라우트와 지반의 탄성계수 비 Ea/Er = 40 및 인발하중 100 kN 조건에서의 해석결과이다. Fig. 21(a)는 인장형 앵커의 전단응력 분포를 보여주는 것으로 정착장 상부에 응력이 집중되어 나타나며, Fig. 21(b)는 압축형 앵커의 전단응력 분포로 정착장 하부에 응력이 집중되어 발생되는 것을 알 수 있다. Fig. 21(c)는 MLT 앵커의 전단응력 분포이며 압축형, 인장형에 비해 비교적 정착장 전체에 고르게 분포함을 보여준다.

앵커 유형별 수치해석 결과를 지반강도와 인발하중에 따른 전단응력 분포특성을 종합적으로 분석하면 최대전단응력은 대형모형실험, 현장시험 결과와 유사하게 압축형＞인장형＞MLT 순으로 나타났다. 또한 전단응력 분포특성도 인장형 앵커는 정착장 상부에, 압축형 앵커는 정착장 하부에, MLT 앵커의 경우 정착장 전체에 고르게 분포함이 확인되었다. Fig. 22는 수치해석 결과를 앵커 유형별 지반과 앵커의 탄성계수 비(Ea/Er)에 따른 인발하중과 전단응력의 분포를 비교한 것이다. 인장형 앵커의 경우는 Fig. 22(a)와 같이 지반-앵커체(그라우트) 강성비가 클수록 최대 전단응력 분포는 앵커 정착장 상단에 집중됨을 보여주며 또한 Coates & Yu (1970)의 연구결과와 같이 강성비가 클수록 즉, 지반강도가 작을수록 지반 전단응력의 분포는 앵커 정착장 전체에 비교적 균등하게 분포함을 보여준다.

반면, 압축형 앵커의 하중-전단응력 관계는 Fig. 22(b)와 같이 지반-앵커체(그라우트) 탄성계수 비와 무관하게 최대 전단응력 분포는 앵커 정착장 하단에서 발생됨을 보여주며, MLT 앵커의 전단응력 분포는 Fig. 22(c)와 같이 비교적 앵커 정착장 전체에 고르게 분포함을 보여준다.

이러한 앵커 정착유형별 전단응력 분포특성은 앵커체와 지반의 탄성계수 비(Ea/Er)가 클수록 최대전단응력의 크기는 압축형 > 인장형 > MLT의 순으로 나타난다. 이는 비교적 강도가 작은 지반에서 앵커의 정착 효율이 MLT > 인장형 > 압축형의 순임을 간접적으로 판단할 수 있는 근거가 된다.

한편, 앵커체와 지반의 탄성계수 비(Ea/Er)가 작을수록 즉, 지반강도가 클수록 최대 전단응력의 크기가 인장형 > 압축형 > MLT의 순으로 나타났다. 이러한 결과는 지반이 강한 경우 앵커의 정착효율이 MLT > 압축형 > 인장형의 순으로 발휘됨을 보여주는 것이다.

6. 결 론

지반앵커의 대표적 유형인 인장형 앵커 및 압축형 앵커와 근래에 개발되어 널리 적용되고 있는 다중정착 지반앵커(MLT)에 대한 거동특성을 규명하기 위하여 대형모형실험, 현장시험, 수치해석을 수행하였으며 결과의 비교 및 분석을 통해 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1.앵커의 정착 유형별 인발하중에 대한 정착장 주변의 전단응력 분포는 압축형 앵커의 경우 정착장 하부에 집중되고, 인장형 앵커의 경우는 정착장 상부에 집중되는 것을 확인할 수 있었으며 MLT 앵커의 경우 비교적 정착장 전체에 고르게 분포하는 것이 확인되었다.

2.대형모형실험 결과, 인장형 앵커의 경우는 앵커체와 지반의 탄성계수 비(Ea/Er) ≒ 1.0 조건에서 인발하중에 대한 전단응력비(τ/F) ≒ 0.41로 분석되어 Coates and Yu (1970)의 연구결과와 거의 유사함을 확인하였으며 이를 근거로 동일한 조건에서의 압축형 앵커는 τ/F = 0.81, MLT 앵커는 τ/F = 0.31로 나타났다. 이러한 결과는 동일한 지반조건에서 일정한 인발하중 작용시 발현 가능한 최대 인장력 크기는 MLT > 인장형 > 압축형 순임을 의미한다.

3.풍화암 정착지반 조건에서 각각의 앵커형식에 대한 현장 적합성 시험결과 인장형 앵커의 유효자유장 길이는 당초 설계 자유장보다 0.66 m 길게 측정되었다. 이는 인장형 앵커의 경우 지반 내 최대응력의 작용점이 정착장 최상단부에 선행 집중된 후 점차 정착장 하부로의 하중전이현상에 따른 것으로 판단되며, 압축형 앵커와 MLT앵커의 유효 자유장은 설계자유장과 대체로 유사한 경향을 보이며 앵커의 소성변위가 상대적으로 적게 발생함을 확인 할 수 있었다.

4.현장시험에서 인발하중에 대한 전단응력 비(τ/F)는 압축형 앵커 τ/F = 0.81, 인장형 앵커 τ/F = 0.47, MLT 앵커 τ/F = 0.31로 대형 모형실험 결과와 유사하게 나타났다. 이러한 결과는 동일한 지반조건에서 일정한 인발하중 작용시 지반에 발생하는 최대전단응력 크기는 압축형 > 인장형 > MLT 앵커 순으로 발생함을 의미하며, 동일한 지반조건에서 발현 가능한 최대 인장력 크기는 MLT > 인장형 > 압축형 순임을 의미한다.

5.수치해석결과, 인장형 앵커의 경우 Coates and Yu (1970)의 연구결과와 유사하게 앵커체와 지반의 탄성계수 비(Ea/Er)가 클수록 지반전단응력 분포는 앵커 정착장 전체에 비교적 균등하게 분포함을 확인하였으며 이를 근거로 압축형 앵커와 MLT앵커에 대한 지반전단응력 분포 검토결과 압축형 앵커는 정착장 하단에 최대전단응력이 분포하며, MLT 앵커의 경우는 앵커 정착장 전체에 고르게 분포함을 확인할 수 있었다.

6.수치해석에서 인발하중에 대한 전단응력 비(τ/F)는 압축형 > 인장형 > MLT 앵커 순으로 나타났다. 이러한 결과는 동일한 지반조건에서 일정한 인발하중 작용시 지반에 발생하는 최대전단응력 크기는 앵커체와 지반의 탄성계수 비(Ea/Er)가 클수록 압축형 > 인장형 > MLT 앵커 순으로 발생함을 예측할 수 있으며 동시에 동일한 지반조건에서 발현 가능한 최대 인장력 크기는 MLT > 인장형 > 압축형 순임을 알 수 있었다.

7.본 연구에서는 현장시험시 풍화암 지반을 기본 모델로 하였으나, 보다 연약한 지반 정착조건(풍화대 이하 지반)을 대상으로 앵커 정착 유형별 지반강도-하중-전단응력 관계에 대하여 보다 심층적인 연구가 이루어진다면 비교적 연약한 지반조건에서 보다 효율적인 앵커공법을 선정할 수 있는 기초자료로 활용될 수 있을 것이다.