2.1 국내 앵커 지압판에 대한 고찰

국내에서 일반적으로 가장 많이 활용하고 있는 설계하중 400 ~ 450 kN 영구앵커의 격자블럭형 RC지압판의 경우 자중이 1,500 kg 이상이기 때문에 운반비가 과다하게 소요되고 설치시 25 ton 크레인 이상의 중장비가 필요하다(Fig. 1(a)).

Fig. 1

RC Anchor Bearing Plate (http://www.gip04.kr)

특히, 국내 실정에 맞는 지압판 설계방법과 품질 및 시험기준이 마련되어있지 않아 앵커 지압판에 대한 성능평가가 이루어진 경우가 거의 없어 실제 앵커 사용연수 미경과시뿐만 아니라 시공 초기, 영구앵커 긴장정착시에도 다양한 형태의 지압판 파괴 사례가 보고되고 있다(Fig. 1(b)). 이와 같은 지압판의 파괴는 앵커 지압판에 대한 성능평가 미수행에 따른 성능부족, 지압판 생산 및 시공 불량, 지압판 설치 비탈면의 평탄화 부족뿐만 아니라 RC지압판의 과도한 중량으로 인한 취급 미숙으로 발생하기도 한다.

2.2 국내외 경량 지압판 개발 사례

RC지압판의 문제점을 극복하고 경량 지압판 사용에 따른 시공비 절감을 위해 일본에서는 Fig. 2와 같이 고강도콘크리트, 플라스틱, 강재, 복합소재 등 다양한 소재와 형태의 경량지압판을 개발하여 적용하고 있으며, 경량지압판과 시공방법을 신기술로 지정하고 있다(Japanese New Technology Information System).

Fig. 2

Lightweight Anchor Bearing Plate Example (http://www.syamen.jp, https://www.snse.co.jp, https://www.jasdim.or.jp, http://frps.jp)

그러나 국내의 경우 지압판 설계방법과 품질 및 시험기준이 마련되어 있지 않아 지압판과 관련된 연구개발이 미흡한 실정이며, 비교적 재품개발에 유리한 강재 지압판, 강콘크리트 합성구조 지압판이 개발되고 있으나 현재 상용화 되고 있는 경량 지압판은 일부 강재지압판에 국한되고 있는 실정이다.

3.1 복합소재 앵커 지압판 구상

본 연구에서 구상한 경량 지압판은 Fig. 3과 같이 상부와 하부 지지판(Skin) 사이에 보강판(Core)을 배치한 복합소재(Sheet Molding Compound (SMC) + Fiber Reinforced Plastic (FRP)) 샌드위치패널 구조의 지압판으로서 상하부 지지판과 보강판 사이는 접착제와 요철부에 의해 맞물려 결합되도록 구상되었다. 특히, 상부 및 하부 지지판(Skin)은 보강섬유가 가로세로 양 방향으로 수직배열 되도록 성형한 시트 몰딩 컴파운드(SMC) 방식의 유리섬유강화플라스틱(FRP)으로 이루어지며, 보강판(Core)은 유리섬유 강화플라스틱으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.

Fig. 3

Design of Anchor Bearing Plate

복합소재 앵커 지압판은 가로 세로 1,000 × 1,000 mm 크기로 계획되었으며, 상하부 지지판(Skin)과 보강판(Core)의 상세 제원은 구조검토 및 시뮬레이션 결과를 바탕으로 조절하였다.

3.1.1 복합소재 앵커 지압판의 목표하중 설정

MLTM (2010) ‘그라운드 앵커 설계⋅시공 및 유지관리 매뉴얼’에 따르면 지압판에 작용하는 하중은 상시하중과 일시하중으로 구분할 수 있는데 상시하중으로는 설계앵커력이 작용하며, 일시적으로 크게 작용하는 지진하중이나 초기긴장력은 일시하중으로서 설계앵커력의 1.5배를 초과해서는 안된다고 명기하고 있다.

따라서 본 연구에서는 Table 1과 같이 일반적으로 가장 많이 적용되는 영구앵커의 설계하중 400 kN을 상시하중으로 설정하고, 상시하중의 1.5배인 600 kN을 일시하중으로 하여 목표하중을 설정하였다.

Table 1

Performance Objectives of FRP Anchor Panel

3.1.2 복합소재 앵커 지압판 구조 검토

구상된 복합소재 앵커 지압판의 목표하중에 대한 안정성을 확인하기 위해 앵커 긴장력 작용시 단순보 및 켄틸레버보 형태로 가정하여 안정성 검토를 수행하였다. 앵커 긴장력 작용시 단순보 형태를 가정한 지압판의 안정성 검토는 현재 RC지압판의 안정성 검토시 사용하는 방법이다(Cha et al., 2009).

구조 검토시 복합소재 앵커 지압판을 구성하는 상하부 지지판(Skin)과 보강판(Core)의 물리적 특성은 복합소재 앵커 지압판을 구성할 실제 소재의 실내시험으로 산정하였으며, Table 2와 같다. 구상된 복합소재 앵커 지압판의 크기는 1,000 × 1,000 × 87 mm로서 목표하중은 600 kN급이다.

Table 2

Material Characteristic of Anchor Bearing Plate

위 제원으로 2점지지 단순보로 가정한 복합소재 앵커 지압판의 최대 변위량 및 최대 모멘트, 최대응력은 각각 Eps. (1)~(3)에 따라 구할 수 있으며, 이때의 안전율 F.S.는 Ep. (4)에 따라 2.02로 분석되었다. 캔틸레버보로 가정한 복합소재 앵커 지압판의 최대 변위량 및 최대 모멘트, 최대응력은 각각 Eps. (5)~(6) 및 Ep. (3)에 따라 구할 수 있으며, 이때의 안전율 F.S는 Ep. (4)에 따라 2.70으로 분석되어 Table 3과 같다.

Table 3

Material Characteristic of Anchor Bearing Plate

(1) Δmax=5×w×L4/(384×E×I)

(2) Mmax=w×L2/8

(3) σmax=M/Z

(4) F.S.=/σmax

(5) Δmax=w×L4/(8×E×I)

(6) Mmax=3×w×L2/8

위와 같이 구조 계산식에 따른 복합소재 지압판 구조 검토 결과 2점지지 단순보, 켄틸레버보 계산식 모두에서 안전율 2.0 이상 확보될 수 있는 것으로 분석되었으며, 이를 바탕으로 한 시뮬레이션 해석을 수행하였다.

3.2 복합소재 앵커 지압판 시뮬레이션 해석

현재 복합소재 앵커 지압판에 관한 연구 사례 및 재품개발 사례가 매우 부족하기 때문에 재품개발에 있어 많은 시행착오 및 반복 시험이 필요할 것으로 예상된다. 따라서 본 연구에서는 설계된 복합소재 앵커 지압판에 대한 성능 확인을 위해 우선적으로 상용 유한요소해석 프로그램인 Patran을 활용하여 All Finite Element Method (FEM) Model 해석을 수행하였다.

시뮬레이션 해석을 위한 모델링은 Fig. 4와 같이 상하부 지지판(Skin)과 보강판(Core)으로 이루어진 복합소재 앵커 지압판(Fig. 4(a))이 일정 영역으로 모델링된 지반위에 설치된 것(Fig. 4(b))으로 모델링하였다.

Fig. 4

Modeling of Anchor Bearing Plate for Simulation

지반의 경우 터널 시뮬레이션 해석 관련 기준 및 설계사례를 참조하였다. 터널의 경우 관련 설계기준에 의해 시뮬레이션 해석을 수행할 경우 지반의 해석영역을 해석 경계로 인한 응력 및 변위 오차 발생을 최소화하기 위하여 터널 상하좌우로 터널 직경(D)의 2~3배 이상으로 설정하도록 하고 있으나(MOLIT, 2016b) 일반적으로 안전측의 설계를 위해 4D 이상으로 수치해석을 진행하고 있다. 본 연구에서는 앵커 지압판 폭 B의 크기가 터널 지경(D)에 비하여 매우 작으므로 위 기준과 수치해석 사례에 준하여 앵커 지압판 폭 B에 대한 5B 깊이의 풍화토 지반을 모델링하였다(Fig. 4(b)). 따라서 지압판 폭 B에 대한 5B 영역의 지반은 앵커 인장력의 작용방향인 z축을 기준으로 측면인 x, y축의 경우 각각의 축방향의 변위를 구속시켰으며, z축의 경우 하부의 변위를 구속시켜 모델링하였다.

복합소재 앵커 지압판은 위 지반 상부에 놓여진 구조물로서 별도의 구속조건을 설정하지 않고 앵커 인장력 작용시 변형에 따른 하중전달 양상이 달라 질 수 있도록 모델링하였다.

시뮬레이션 해석시 활용된 물성치는 Table 4와 같다. 앵커의 긴장력을 복합소재 앵커 지압판으로 전달하는 Steel Plate는 실제 앵커 시공시 적용하는 SS400 규격의 강판으로 모델링 하였으며, 복합소재 앵커 지압판의 경우 실제 제작시 사용될 FRP 소재로 시험시편을 제작하여 공인인증시험기관의 시험을 통해 확인된 물성치를 적용하였다. 지반으로 모델링된 풍화토의 경우 N치 30이상의 일반적인 풍화토에 적용하는 변형계수를 적용하였다.

Table 4

Material Characteristic of Anchor Bearing Plate Simulation

앵커의 인장력은 400 kN의 앵커 긴장력이 상부 300 × 300 × 30 t mm 규격의 steel plate를 통해 5.6 N/mm²의 등분포하중으로 복합소재 앵커 지압판에 적용하는 것으로 가정하였다.

위와 같은 모델링 과정을 거쳐 복합소재 앵커 지압판의 설계하중인 600 kN까지 200 kN의 간격으로 시뮬레이션 해석을 수행하연 결과 Fig. 5 및 Table 5와 같이 앵커 작용하중인 400 kN에서 안전율 2.15, 설계하중인 600 kN시 안전율 1.44를 확보할 수 있는 것으로 해석되었으며, 작용하중인 400 kN에서 1.94 mm, 설계하중인 600 kN에서 2.90 mm의 처짐이 발생하는 것으로 해석되었다. 시뮬레이션 해석 결과 작용하중 및 목표하중에서 탄성거동을 보이고 있으며, 안전율을 충분히 확보하고 있는 것으로 분석되었다.

Fig. 5

Result of Anchor Bearing Plate Simulation

Table 5

Result of Anchor Bearing Plate Simulation

3.3 자체 시험을 통한 복합소재 앵커 지압판 보완

설계된 복합소재 앵커 지압판에 대한 시뮬레이션 해석 결과 목표하중에서 안정한 것을 확인하였으나 실제 하중재하시 발생하는 거동 및 파괴 양상을 파악하고, 이를 보완하기 위하여 Fig. 6과 같이 자체시험을 수행하였다. 자체시험은 보강판(Core) 단독시험(Fig. 6(a))과 Proto Type Model 시험(Fig. 6(b))으로 분류하여 수행하였으며, 지압판에 관한 시험기준이 마련되어 있지 않기 때문에 구조적으로 가장 불리한 단순보 지지조건으로 시험을 수행하였다.

Fig. 6

Self Test of Proto Type Model

시험 결과 복합소재 앵커 지압판은 보강판(Core)과 상하부 지지판(Skin) 접촉면에서의 파괴(Fig. 7(a))와 보강판(Core)에서의 파괴(Fig. 7(b))가 주로 발생하는 것으로 확인되었다. 따라서 시험 결과 및 파괴 발생 시편 분석을 통해 취약 부분에 대한 보완 연구를 수행하여 보강판(Core)과 상하부 지지판(Skin)의 두께를 향상시키고 보강판(Core)과 상하부 지지판(Skin) 사이의 요철부 등을 조정하였다. 자체 시험을 통해 보완된 복합소재 앵커 지압판의 형상은 Fig. 8과 같다.

Fig. 7

Test Result of Proto Type Model

Fig. 8

Product of Anchor Bearing Plate

4.1 실험 방법

개발이 완료된 복합소재 앵커 지압판에 대한 실물성능시험은 국내에 지압판 시험 관련 기준이 마련되어 있지 않기 때문에 공인인증시험기관인 SGS(주)부설 유니콘기술연구소와 그 방법을 조율하여 수행하였다. 실물성능시험은 Fig. 9와 같이 앵커 해드에 가해진 축력이 지반에 등분포하중으로 전달되는 것을 모의 할 수 있도록 하부 재하판에 물다짐을 수행한 토조를 제작하였으며(Figs. 9, 10(a)), 토조 위에 복합소재 앵커 지압판을 거치하여 시험하였다(Figs. 9, 10(b)). 앵커 긴장 정착시 앵커의 긴장력은 Anchor Head와 Steel Plate를 통해 지압판에 전달되므로, 앵커 설계하중 400 kN에 사용되는 일반적인 Steel Plate (300 × 300 × 30t mm)를 동일하게 설치하여, 압축 축력이 작용하도록 시험을 구상하였다(Figs. 9, 10(c)). 시험 방법은 다음과 같이 4단계의 절차에 따라 수행되었으며, 총 3회 수행되었다.

Fig. 9

Experimental Device

Fig. 10

Experimental Method

Step 1: 토조 물다짐(Fig. 10(a))

Step 2: 복합소재 앵커 지압판 설치(Fig. 10(b))

Step 3: 계측기기설치(Fig. 10(c))

Step 4: 하중재하시험(Fig. 10(d))

거동양상을 측정하기 위한 센서는 변위측정을 위한 Linear Variable Differential Transformer (LVDT), 변형율을 측정하기 위한 Strain gauge를 사용하였다. 변위측정을 위한 LVDT는 Steel Plate (가력지점)에 2개, 복합소재 앵커 지압판 본체에 2개를 설치하여 측정하였으며(Fig. 11(a)), 변형율을 측정하기 위한 Strain gauge는 복합소재 앵커 지압판의 상하부 동일 위치에 부착하여 측정하였다(Fig. 11(b)).

Fig. 11

LVDT Installataion Position

4.2 시험 결과

위와 같은 방법에 따른 복합소재 앵커 지압판 시험 결과 및 거동 양상은 Figs. 12~13과 같다. 시험 결과 Table 6과 같이 Test 1~3의 최대 하중 835.9~964.3 kN에서 Steel Plate (가력지점) 변위 14.7~18.4 mm, 복합소재 앵커 지압판 양단변위 3.8~4.8 mm가 발생하였다. 설계하중인 600 kN (영구앵커 설계하중 400 kN의 1.5배)에서의 거동양상은 Table 7과 같이 Steel Plate (가력지점) 변위 11.1~13.0 mm, 복합소재 앵커 지압판 양단변위 3.7~4.8 mm가 발생하였다.

Fig. 12

Test Result of Anchor Bearing Plate

Fig. 13

After Test of Anchor Bearing Plate

Table 6

Result of Anchor Bearing Plate Test

Table 7

Behavior at Design Load

복합소재 앵커 지압판 상부 지지반(skin)에서 측정된 변형율 양상(Fig. 12(c))으로 미루어 재하하중 약 500 kN까지 압축력이 작용하지만 그 이후로 복합소재 앵커 지압판의 휨 변형으로 인한 인장력이 작용되는 것을 확인할 수 있으며, 이와 같은 거동의 반작용으로 복합소재 앵커 지압판의 사방면 끝의 가운데에 설치된 LVDT에서 하중 재하 방향의 반대방향으로의 거동이 Fig. 12(b)에서 관찰되었다.

한편, 시험시 하중이 재하되는 Steel Plate에 설치된 LVDT (1)과 LVDT (2)의 하중-변위 그래프는 정확히 일치하지 않는 것을 확인할 수 있으며(Fig. 12(a)), 이는 실제 하중이 재하되는 Steel Plate가 복합소재 앵커 지압판 상부의 정가운데 위치하지 않아 편심작용이 작용하였기 때문인 것으로 추정된다. 이러한 편심의 영향으로 인하여 복합소재 앵커 지압판 사방면 끝단에서의 변위를 측정한 LVDT (1)과 LVDT (2)에서는 Steel Plate에서 보다 더 큰 차이를 보이고 있다(Fig. 12(a)).

한편, 복합소재 지압판 하부면에 부착된 Strain Gauge의 경우 지압판과 지면의 마찰면에서의 하중 집중과 변위로 인한 손상 등으로 인하여 복합소재 지압판 파괴시까지 계측정보가 수집되지 못한 것을 확인 할 수 있다(Fig. 12(d)).