1. 서 론
2. 지중정착식 앵커리지 최신 설계기준 분석
2.1 도로교설계기준(한계상태설계법) - 케이블교량편(2018)
2.2 현수교 앵커리지 지반설계 가이드라인(2020)
3. 모형실험을 통한 저항 쐐기형상 예측
3.1 실험 방법
3.2 실험 결과 및 분석
4. 수치해석을 통한 저항 쐐기형상 확인
4.1 수치해석 개요
4.2 수치해석 결과 분석
5. 모형실험과 수치해석 결과를 반영한 정착장 길이 결정
5.1 저항 쐐기형상 결정
5.2 전체계 안정성 해석을 통한 정착길이 결정
6. 실규모 경사천공을 통한 지중정착식 앵커리지의 시공 정밀도 확인
6.1 정밀 경사천공의 중요성
6.2 경사 시험천공 개요
6.3 천공 정밀도 확인 결과
7. 결 론
1. 서 론
현수교의 앵커리지는 주케이블의 장력을 지지하는 구조물로, 매우 커다란 하중이 상시 작용하기 때문에 안정성 측면에서 매우 중요하며, 공사비도 교량 전체 공사비의 약 10% 정도를 차지하는 현수교의 핵심 구성요소이다. 앵커리지는 케이블 하중에 대한 지지 형식에 따라, 콘크리트 구체의 자중과 마찰저항에 의존하는 중력식 앵커리지, 암반에 터널을 뚫고 인장재와 콘크리트를 채워 자중, 콘크리트와 암반 사이의 마찰력과 점착력으로 저항하는 터널식 앵커리지, 신선한 암반 하부에 정착판을 설치하고 상부로부터 강연선을 체결함으로써 암반 쐐기의 자중, 암반 사이의 마찰력과 점착력으로 지지하는 지중정착식 앵커리지로 구분된다(Fig. 1).
이 중 중력식 앵커리지는 적용사례가 가장 많은 형식으로, 지지암반을 직접 확인할 수 있고, 콘크리트와 암반 사이의 마찰저항, 전면부 수동저항 등 하중 저항 메커니즘에 대한 연구가 활발히 이루어졌으며, 설계법도 비교적 보편화 되어 있다는 장점이 있는 반면, 공사비가 고가이고 환경훼손면적이 크다는 단점이 있다. 터널식 앵커리지는 중력식과 비교하여 환경훼손면적이 적고, 전 세계적으로 적용사례가 많으며, 마찬가지로 여러 연구자들에 의해 지지 특성에 관한 연구가 진행되어왔다는 장점이 있으나(Yafeng Han et al., 2019; Seo et al., 2018), 경사 터널 굴착 및 콘크리트 타설 관련 시공성이 좋지 않다는 단점이 있다. 이에 반해 지중정착식 앵커리지는 기초지반의 암질이 신선할 경우 적용할 수 있는 형식으로, 세 가지 형식 중 가장 환경 친화적이고 공사비가 적다는 장점이 있음에도, 지지거동이 명확하게 규명되지 않았고, 이에 대한 연구사례도 거의 없으며, 설계기법이 정립되어 있지 않아 설계 실무자들이 구조물 계획을 수립하는데 많은 어려움을 겪고 있다. 또한 상하부 정착판을 체결하기 위한 강연선 홀의 시공이 쉽지 않아, 전 세계적으로도 암질상태가 우수한 북유럽을 중심으로, 일본의 Toyoshima 대교, 국내의 이순신대교에 적용되었던 사례가 유일하다(Table 1). 따라서 환경성과 경제성 측면에서 뚜렷한 장점이 있는 지중정착식 앵커리지가 보다 보편화되기 위해서는, 앵커리지의 거동특성을 포함하여 설계 기법과 시공법에 대한 연구와 검증이 지속적으로 이루어져야 할 것으로 판단된다.
Table 1.
Case history of rock anchorage
이에 본 연구에서는 현수교 앵커리지와 관련된 설계 저변을 넓히는 기초 연구로서, 지중정착식 앵커리지를 대상으로 모형실험과 수치해석을 수행하고 지지거동 특성을 평가하였으며, 그 결과로부터 앵커리지 정착장의 길이를 간편하게 산정할 수 있는 방안을 제시하였다. 또한 남해안 도서지역에서 강연선 홀 시공을 위한 시험천공을 실시하고, 경사 천공의 직진성과 시공성을 검증하였다.
2. 지중정착식 앵커리지 최신 설계기준 분석
2.1 도로교설계기준(한계상태설계법) - 케이블교량편(2018)
현재 현수교 앵커리지 설계에 적용 가능한 국내의 설계기준으로는 초장대교량사업단의 연구성과에 기반한 도로교설계기준(한계상태설계법)-케이블교량편이 유일하다. 동 기준에서는 국내 적용실적이 가장 많은 중력식 앵커리지와 해외에서 많이 적용되고 있는 터널식 앵커리지에 대해 파괴 활동면과 안정성 검토 방법을 상세히 기술하고 있으며, 두 형식 이외의 다른 형식을 적용할 경우 앵커리지의 활동에 대해 확립된 이론이 없으므로 수치해석과 모형실험 혹은 실물실험을 통해 그 적합성을 제시 및 확인토록 규정하고 있다. 또한 암반 내에 약층이 존재할 경우 국부적인 파괴 가능성이나 불연속면에 대한 별도의 검토를 수행하도록 명기하고 있다. 이처럼 지중정착식 앵커리지에 대한 설계기준은 아직 명확하게 정립되어 있지 않고, 엔지니어의 판단에 따라 구조물의 규모와 상세 설계가 크게 차이가 날 수 있는 불확실성을 내포하고 있다.
2.2 현수교 앵커리지 지반설계 가이드라인(2020)
최근 한국건설기술연구원에서는 케이블교량 글로벌 연구단 및 국가R&D 연구 과제를 통해 중력식·터널식 앵커리지를 대상으로 모형실험과 수치해석 등 다양한 분석을 수행하고, 한국지반공학회의 공인화 절차를 거쳐 국내 설계 실무자를 위한 가이드라인을 배포하였다(KGS and KICT, 2020). 그러나 지중정착식 앵커리지에 대해서는 이순신대교에 적용되었던 사례분석을 통해, 식 (1)과 Fig. 2와 같이 하부 정착판 상하부로 /2의 파괴각도를 갖는 암반 쐐기체가 자중과 전단 저항으로 케이블 하중에 지지한다는 매커니즘이 소개되었을 뿐, 파괴 각도에 대한 검증이나 추가적인 연구는 이루어지지는 못하였다.
여기서 T: 케이블 장력, β: 수평면과 쐐기면이 이루는 각, W: 암반 쐐기의 유효중량, c,A: 저면활동면에서의 점착력과 단면적, μ: 저면의 마찰계수(tan), : 암반 내부마찰각을 의미한다.
Hong et al.(2014)은 수치해석을 통해, 기존의 지중정착식 앵커리지 설계에 적용된 지반의 파괴각이 실제 파괴각과는 다를 수 있다는 점을 제기한 바 있어, 기존 설계법을 실무에 그대로 적용하기 위해서는 보다 엄밀한 검증이 필요할 것으로 판단된다. 이에 본 연구에서는 지중정착식 앵커리지를 모사한 암반 모형실험을 수행하고, 이를 수치해석 결과와 비교 분석하여 케이블 하중에 대한 저항 메커니즘을 규명한 후, 지중정착식 앵커리지의 정착장 길이를 간편하게 산정할 수 있는 방안을 제시하였다.
3. 모형실험을 통한 저항 쐐기형상 예측
케이블하중 재하시 기초지반의 파괴 활동면을 확인하는 가장 확실한 방법은 실물 재하시험이지만, 10,000톤 이상이 되는 설계 하중을 고려할 때 현실적으로 불가능하므로, 모형실험을 통해 암반의 거동특성을 예측해볼 필요가 있다. 본 연구에서는 기존 연구에서(Coquard and Boisetelle, 1994; Seo et al., 2018) 적용성이 검증된 석고와 모래 혼합물을 이용하여 모형 지반을 조성하고, 앵커리지 형상을 모사한 인발실험을 실시하여 암반의 파괴면과 거동 특성을 평가하였다.
3.1 실험 방법
암반의 실제 거동을 최대한 현실적으로 모사하기 위해 화태∼백야 국도건설공사 1공구 입찰 설계에 적용된 가상의 현수교 앵커리지를 대상으로 2차원 축소모형 실험을 실시하였다. 원형으로 가정한 현수교는(Fig. 3) 주경간장 1,400m급의 2차로 도로교로써, 주케이블의 장력을 지지하기 위해 지중정착식 앵커리지가 시점부와 종점부에 각각 32m, 24m의 깊이로 계획되었다. 원지반은 일축압축강도 100MPa 이상의 신선한 응회암이 주를 이루고 있으며, 시점부는 완만한 경사, 종점부는 20°이상의 급한 지형경사를 보이고 있다. 본 연구에서는 예상되는 파괴면의 각도와 모형 토조의 크기를 고려하여, 지표면까지 형성되는 파괴면을 육안으로 확인할 수 있도록 근입 심도가 비교적 얕은 종점부를 대상으로 약 1/100의 크기로 모형을 조성하였다(Fig. 4). 인장하중이 작용하는 강연선, 강연선과 체결되는 상하부정착판, 하부정착판 시공을 위한 챔버터널, 그리고 원지반 지형을 모사하였으며, 벤트블록처럼 암반의 거동과 직접적으로 관련이 없는 구조물은 모사 대상에서 제외시켰다.
앵커리지 상하부 정착판은 폭 5cm의 철판으로 제작하였고, 인장하중을 받는 강연선의 배치형태에 따라 파괴면의 형상이 달라질 가능성을 대비하여, 세 가지 케이스에 대하여 실험을 수행하였다. 1차·2차 실험에서는 각각 정사각형 배열(6mm × 4개)과 마름모 배열(5mm × 4개)로 강봉을 설치하여(Case 1, 2), 인장균열이 발생할 것으로 예상되는 하부정착판 상하부 주변에서 강연선 홀 설치에 따라 암반의 단면이 손실되는 정도를 조정하였다. 그리고 3차 실험에서는 기존의 터널식 앵커리지의 실험사례(Seo et al., 2018)와 동일하게 두께 10mm의 알루미늄 판을 중앙부에 배치하여(Case 3) 인장하중을 재하하였다. 인장 하중이 작용하는 앵커리지 강연선은 실제로는 천공 홀에 삽입된 강관 내부에 그라우팅으로 둘러싸여 존재하기 때문에, 케이블 하중 재하시 주변 암반과 분리되어 거동한다. 따라서 모형지반이 조성되기 전에 설치된 강연선이 인장 중 주변지반에 미치는 영향을 최소화하기 위해, 오일을 바른 폴리에틸렌 관을 외부에 설치하여 실제와 유사한 거동을 보이도록 조치하였다.
모형 암반은 석고-모래(주문진표준사)-물 혼합물을 사용하여 약 1.8 × 0.7 × 0.5m의 크기로 실제 경사 지형과 유사하게 제작하였고, 상부 정착판 시공을 위한 기초 터파기 지형을 모사하였다. 지표면 근처에 얕은 심도로 분포하는 연암은 석고 19.5%, 모래 57.4%, 물 23.1%의 비율로, 활동면의 95% 이상을 차지하는 경암은 석고 26.9%, 모래 50.0%, 물 23.1%의 비율로 배합하고, 7일 동안 실내에서 스티로폼 차광 및 아크릴 덮개를 사용하여 양생하였다(Fig. 5). 각각의 시험마다 직경 5cm, 길이 10cm인 원주형 공시체를 제작하고 일축압축강도 실험을 수행한 결과, 모형지반의 강도가 7.8∼8.2MPa로 일정하게 나타나, 실험 Case 마다 석고모형이 균질하게 조성되었음을 확인하였다. 지금까지 원심모형실험이나 1g 진동대 실험과 같은 토사 모형실험은 원형과 모형 사이의 상사법칙이 다양한 연구를 통해 검증되어 왔으나(Iai et al., 1989; Kim et al., 2006), 암반 모형실험은 원지반과 모형지반의 재료적 이질성 때문에 상사법칙에 대한 검증이 완벽히 이루어지지 않았으며, 실제 암반의 거동을 정확하게 모사하기가 매우 어렵다(Jeon et al., 2003; Kim, Jong-Gwan and Yang, Hyoung-Sik, 2016). 이와 같은 단점에도 불구하고 본 연구에서 수행한 석고 모형실험은 인장하중 재하시 파괴면의 형상을 육안으로 살펴볼 수 있다는 점에서 커다란 의미가 있고, 기존의 사례들로 볼 때(Seo et al., 2018; Kim, Jong-Gwan and Yang, Hyoung-Sik, 2016) 일축압축강도 100MPa 이상의 현장지반을 대표하기에 적절할 것으로 판단된다.
실험은 압축형 Bar type 앵커 인발 실험과 유사한 방법으로서 수행되었다(Fig. 6). 상부 지압판에 연결된 인장봉을 변위속도 1mm/min 내로 제어하면서 연속적으로 하중을 증가시켰으며, LVDT와 로드셀로 모형지반 상부에서의 변위와 앵커 하중을 연속적으로 측정하였다. 인발하중은 급격한 응력 변화 또는 균열이 발생하여 더 이상 실험을 진행할 수 없는 극한 파괴상태에 도달할 때까지 재하하였다.
3.2 실험 결과 및 분석
세 가지 실험 Case의 파괴시 활동면의 형상(균열 형상)과 하중-변위-시간 그래프는 각각 Fig. 7, Fig. 8과 같다. 인장재의 배열 형상과 상관없이 세 가지 실험 모두 응력이 집중되는 하부 정착판 상하부 주변에서 암반의 균열이 시작되었으며, 이후 급격하게 파괴가 발생하였다. 우선 직경 6mm의 강봉을 2×2의 정사각 배열로 배치하여 정착판 상하부 주변에서의 단면 손실정도가((6mm × 2ea) ÷ 50mm = 24%) 컸던 Case 1의 경우, 하중이 3.23kN에 도달한 후 균열이 발생하였다(Fig. 7(a), Fig. 8(a)). 터널 상부측은 인장하중 방향과 108°의 각도를 이루며 균열이 진행되었지만, 하부측은 하중과 평행한 방향으로 진행되는 비대칭 형태의 파괴면이 형성되었다. 5mm의 강봉 4개를 45°로 배치하여 정착판 상하부 주변에서의 단면 손실정도가((5mm × 1ea) ÷ 50mm = 10%) 작았던 Case 2에서는 Case 1의 결과와는 다르게 하중방향의 파괴면은 관측되지 않았으며, 5.96kN이후 정착판 상부와 하부에서 각각 86°, 81°의 각도를 이루며 균열이 발달하였다(Fig. 7(b), Fig. 8(c)). 마지막으로 정착판의 중앙에 폭 5cm, 두께 10mm의 인장재를 설치하여 정착판 상하부 주변에서는 단면 손실이 없었지만, 정착판 전면에서의 손실면적은 가장 컸던 Case 3의 경우에는, 3.53kN이후 상부 79°, 하부 34°의 각도로 비대칭 균열이 발생했으며, Case 1과 Case 2의 중간정도로 하부 파괴면이 형성되었다(Fig. 7(c), Fig. 8(e)).
Case 2와 Case 3의 결과는 앵커의 인발시 파괴모드를 원호 또는 Bilinear 형태로 제시한 기존의 수치해석(Meyerhof and Adams, 1968; Hong et al., 2014), 그리고 터널식 앵커리지를 대상으로 수행된 모형실험(Seo et al., 2018) 결과와 파괴면의 형상 측면에서 유사점이 관측되었다(Fig. 9). 그러나 본 연구에서는 지중정착식 앵커리지의 거동특성을 보다 현실적으로 반영하고자 실제의 지형적 특성을 반영하여 경사지게 지반을 조성하였고, 강연선 삽입을 위한 천공 홀과 경사 방향의 하중을 모사했기 때문에, 기존 연구결과와는 다르게 하중 방향을 기준으로 비대칭 형태의 파괴면이 관측되었다. 특히 응력 집중부 주위에서 강연선 홀 설치로 인한 암반의 단면손실이 클 경우(Case 1), 하중방향과 평행한 방향으로 균열이 진행되는 극단적인 형태의 파괴도 발생 가능하다는 것을 확인하였다. 그리고 파괴면의 비대칭 경향이 커질수록 인장하중이 감소하여(Case 1 < Case 3 < Case 2) 케이블 하중에 대한 저항 안정성이 불리해지는 것으로 나타났다. 종합적으로, 2차원 모형 실험의 한계가 있었지만 강연선 홀의 배치 형태에 따라 암반의 거동은 차이를 보이는 것으로 나타났으며, 응력이 집중되는 정착판 상하부에서 천공 홀의 배치를 최소화 하고, 전면부에서의 단면 손실을 최소화 시킨다면 케이블 하중에 대한 지지력을 최대화시킬 수 있을 것으로 판단된다.
4. 수치해석을 통한 저항 쐐기형상 확인
4.1 수치해석 개요
모형실험으로 나타난 비대칭 형태의 파괴면을 검증하기 위해, Fig. 3의 현수교 앵커리지를 대상으로 지반분야 유한요소 해석 프로그램인 Midas GTS-NX를 사용하여 수치해석을 수행하였다. 앞서 기술한 바와 같이 인장하중을 받는 강연선은 천공홀 내부에 그라우팅으로 둘러싸여 있어 주변 암반에 미치는 영향이 매우 제한적이다. 따라서 수치해석을 위해 강연선을 모사하는 대신 250mm의 천공 홀을 모사하고 하부 정착판에 하중을 적용시켰으며, 홀 내부는 그라우팅 물성과 암반 경계부의 인터페이스 요소를 사용하여 최대한 현실과 비슷한 거동을 모사하였다.
수치해석은 총 여섯 가지의 Model에 대해 파괴가 발생할 때까지 하중을 증가시켜 거동특성을 확인하였다. 완만한 경사를 보이는 시점부와 급경사를 이루는 종점부 모두 해석 대상에 포함시키고, 상부정착판 시공을 위한 터파기 면을 모사하여 지형적인 여건을 충분하게 반영시켰다. 그리고 모형실험에서 나타났던 것처럼 응력 집중부 주변에서의 암반 손실 정도가 파괴 형상에 미치는 영향을 평가하고자, 천공 홀을 모사하지 않을 경우(Model 1), Fig. 3(e)의 원형구조물처럼 천공 홀을 정착판 모서리로부터 0.75m 이격시켰을 경우(Model 2), 천공에 따른 암반 손실부를 정착판 모서리로부터 1.5m로 조금 더 이격시켰을 경우(Model 3)에 대해 수치해석을 진행하였다(Fig. 10). 해석에 사용된 지반 물성은 현장 지반조사 결과를 바탕으로 Table 2와 같이 적용하였다.
Table 2.
Material properties used for numerical analysis
4.2 수치해석 결과 분석
수치해석 결과로 얻은 시점부와 종점부의 전단변형율과 소성영역도를 각각 Fig. 11과 12에 나타내었다. 모형실험 결과와 동일하게 정착판 상하 모서리 부분에 응력이 집중되어 균열이 시작되었고, 하중방향을 기준으로 상하 비대칭 형태의 쐐기 파괴가 발생되었다. 시점부와 종점부 모두 정착판 주변 암반의 단면 손실 정도와는 상관없이, 쐐기면의 하면이 하중 작용방향과 평행하게 형성되어, 모형실험의 Case 1의 결과와 유사하게 나타났다. 그리고 상면은 하중방향을 기준으로 시점부는 33°, 종점부는 42°의 각도로 형성되어, 기존 연구결과의 범주(/2∼, 여기서 는 암반의 내부마찰각) 안에 드는 것으로 해석되었다. 경사지형에 설치된 앵커리지 구조물에 케이블 하중이 작용했을 경우, 상부 정착판 시공을 위한 터파기 면으로 가장 짧은 전단거리가 형성되었고, 특히 정착판 상부쪽은 구속압력이 낮아 변형이 발생되기 쉬운 방향으로 인장하중의 분력이 전달되면서, 상·하 비대칭 형태의 파괴가 발생된 것으로 판단된다. 이와 같은 해석 결과는 연암에 설치된 터널식 앵커리지를 대상으로 현장모형실험과 수치해석을 통해 파괴거동을 분석한 기존의 연구결과(Yafeng Han et al., 2018)와도 상당히 유사한 것으로 보인다(Fig. 13).
Fig. 13
Failure modes of Tunnel type anchorage under complex geological condition (Yafeng Han et al., 2018)
5. 모형실험과 수치해석 결과를 반영한 정착장 길이 결정
5.1 저항 쐐기형상 결정
앞서 기술한 바와 같이 모형실험과 수치해석에서 모두 비대칭 형태의 파괴면이 형성되었고, 특히 쐐기 활동면의 저면은 일부 문헌조사 결과와 모형실험의 Case 1, 그리고 수치해석 결과에서와 같이 하중방향과 평행한 방향으로 발생 가능한 것으로 분석되었다. 지중정착식 앵커리지는 도로교설계기준에 명기된 바와 같이 구조물의 중요도를 고려할 때 발생가능한 모든 불확실성을 감안하여 설계해야 되지만, 설계기준에 제시된 수치해석과 모형실험, 현장실험을 모두 수행하기는 현실적으로 매우 어렵기 때문에, 설계 실무자들이 쉽게 적용할 수 있는 설계의 편의성이 확립되어야 한다. 본 연구에서는 지중정착식 앵커리지의 정착길이를 간편하고 쉽게 판단할 수 있도록, 모형실험과 수치해석의 결과를 적극적으로 반영하여 자중과 전단력으로 케이블 하중에 저항하는 쐐기 저항체를 Fig. 14와 같이 제안하였다. 저항력 산정에 가장 중요한 쐐기체의 하면은 앵커리지 강연선 홀 천공에 따른 암반의 단면 손실과 자연 암반에 존재하는 불연속면의 불확실성, 그리고 수치해석 결과를 종합적으로 고려하여 케이블 하중방향과 평행한 방향으로 제시하였다. 그리고 상면은 현재 앵커 설계에 주로 적용되고 있는 30°를 적용하여, 수치해석과 모형실험으로 확인된 각도 중에서는 최소 값에 가깝지만, 기존 연구사례(/2∼)의 범주 안에 드는 값을 제안하였다.
5.2 전체계 안정성 해석을 통한 정착길이 결정
케이블 장력에 저항하는 암반 쐐기체의 활동 저항력은 기존의 터널식 앵커리지(Yafeng Han et al., 2018)와 이순신대교 사례와 동일하게 쐐기의 자중, 활동면에서의 마찰력과 점착력을 기본으로 Fig. 14와 식 (2)를 통해 산정할 수 있다.
여기서, Ht는 활동저항력, W는 쐐기 자중, θ는 케이블 각도, 는 암반의 내부마찰각, c는 암반의 점착력, A는 쐐기 저면의 활동면적을 의미한다. 제시된 방법으로 Fig. 3의 구조물에 대해 활동저항력을 산정하고 안정성을 검토한 결과 허용 안전율에는 여유가 있었으며(Table 3), 설계하중을 재하하여 수치해석을 수행하면 Fig. 15에서와 같이 정착판 주위로 미미한 소성영역과 1∼2mm 이내의 변위만 발생되어, Fig. 3의 구조물은 충분히 안전한 것으로 평가되었다.
Table 3.
Stability analysis results for the Hwatae-Baekya suspension bridge
현재 국내 케이블교량은 도로교설계기준에 따라 한계상태설계법을 적용하는 것을 원칙으로 하고 있다. 그러나 앵커리지 정착장의 길이를 산정하기 위해 한계상태설계법을 적용할 경우, 흙과 흙 사이 활동에 대한 저항계수 값은 =0.9로 정해져 있는 반면, 아직 암반과 암반사이의 저항계수 값이 규정되어 있지 않기 때문에, 향후 이 값에 대한 추가적인 연구가 필요하다. 반면 허용응력설계법을 적용할 경우에는 구조물의 중요도와 지지암반의 불확실성 정도에 따라, 일본 본주사국공단기준에서 적용하고 있는 안전율이나(Fs=2), 기존의 이순신대교 사례 또는 주케이블 및 텐돈의 파단강도를 고려하여 Fs=3을 적용할 수도 있을 것으로 판단된다.
6. 실규모 경사천공을 통한 지중정착식 앵커리지의 시공 정밀도 확인
6.1 정밀 경사천공의 중요성
기존에 지중정착식 앵커리지의 적용사례가 많지 않았던 중요한 원인 중 한 가지는 상부 정착판과 하부정착판을 연결하는 강연선 홀의 천공관리가 쉽지 않기 때문이다. 즉, 하부 챔버가 시공된 후 상부에서 경사천공이 이루어지기 때문에, 천공오차가 커질 경우에는 챔버를 확장해야하는 문제가 발생할 수 있고, 또한 이웃 강연선 홀과 중첩될 경우에는 강연선의 시공이 불가능할 수도 있다. 천공의 정밀도는 암반의 상태와 장비운영방식에 영향을 받게 되는데, 일반적으로 경사 천공시 천공 비트의 회전방향으로, 그리고 절리방향과 중력방향으로 비트가 이동하려는 경향이 있다. 최근에는 지진계 설치, 지하수 관정 개발, 대구경 터널보조공법 등 다양한 분야에서 대심도 정밀 천공장비의 필요성이 증가하고 있고, 이에따라 장비 개발이 활발히 이루어지고 있으나 아직까지도 일반적인 조건에서 약 5% 내외의 천공오차가 발생하는 것으로 알려져 있다. 본 연구에서는 ○○사의 천공장비를 사용하여 국내 화산암 도서지역에서 경사천공을 수행하고, 천공정밀도를 확인하여 지중정착식 앵커리지 강연선 홀의 시공성을 확인하였다.
6.2 경사 시험천공 개요
시험천공은 전라남도 여수시 월호도와 개도에서 각각 1공씩 수행했으며, 시험에 앞서 암반 상태 확인을 위해 시추조사(월호도 7공, 개도 5공)와 실내실험을 시행한 결과, 절리 간격 3m 이상, RQD 83% 이상, 일축압축강도 80∼100MPa 이상으로, 대상지역에 분포하고 있는 응회암은 전반적으로 암질이 매우 우수한 것으로 조사되었다. 현장에서 채취한 암석 시료상자의 사진은 Fig. 16과 같다.
천공장비는 기존 이순신대교 앵커리지 시공에 사용된 장비를 개조한 것으로, Fig. 17과 같이 파일럿 비트와 직경 246mm의 링비트를 회전시켜 천공이 이루어지며, 공벽 보호를 위해 3m마다 외부 케이싱을 연속적으로 체결하였다. 또한 압력제어식 공기압 주입을 통해 주변지반의 절삭을 방지함으로써 정밀성을 확보하고, 기존에 사용되었던 장비 대비 선두관 덧대기, 스테이빌라이저 형상 및 배치형태를 보강하여 직진성을 개선시켰다. 경사 천공은 월호도와 개도에서 각각 43°, 31°의 각도로, 32m, 24m 깊이까지 수행되었으며, 시험 전경은 Fig. 18과 같다.
6.3 천공 정밀도 확인 결과
천공 정밀도를 확인하기 위해 Shanghai Liqing Geological Instrument사에서 개발한 공곡도 검층장비가 사용되었다(Fig. 19). 본 장비는 자이로스코프 타입 센터를 통해 경사각과 방위각을 측정할 수 있는 장비로, 검층기를 천공 바닥 면으로부터 매 3분마다 1m씩 이동시키며 공간좌표를 측정하였다.
정밀도 확인 결과는 Fig. 20과 같다. 천공 홀에 4∼5m 깊이로 남아있는 슬러지 때문에 두 번의 시험에서 각각 27m, 20m 깊이까지만 천공 정밀도를 측정할 수 있었으며, 그 결과 오차율은 0.8∼0.9%로 확인되어 Fig. 3과 같은 구조물을 실제 시공할 경우 약 2%의 허용 오차율(홀 간 중심 간격의 1/2 ÷ 깊이, 0.75m ÷ 32m ≂ 2%)은 충분히 만족시키는 것으로 분석되었다. 이상의 결과로부터 향후 불연속면의 간격이 넓고 TCR/RQD가 높아 암반 특성이 우수한 지역에 지중정착식 앵커리지를 계획할 경우, 현재 개발되어 있는 천공 장비를 이용하여 강연선 홀의 시공 정밀도를 충분히 확보할 수 있을 것으로 기대된다.
7. 결 론
본 연구에서는 국내 도서지역의 경암 지반에 계획된 지중정착식 앵커리지를 대상으로 실내 모형실험과 수치해석을 수행하여 케이블 인장하중에 대한 지지거동 특성을 평가하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.
(1) 석고와 모래 혼합물을 이용하여 모형 지반을 조성하고 앵커리지를 모사하여 인발재하실험을 수행한 결과, 응력이 집중되는 정착판 상부와 하부 주변의 암반에서 인장균열이 시작되었고, 하중 방향을 기준으로 상·하 비대칭 형태의 파괴면이 관측되었다. 특히 인장균열부 주변에 강연선 홀 설치에 따른 암반의 단면 손실 정도가 클 경우, 하중방향과 평행한 방향으로 하부 활동면이 형성되어 극단적인 형태의 쐐기 파괴가 발생하였다.
(2) 유한요소 해석 프로그램을 이용하여 수치해석을 수행한 결과, 모형실험과 유사하게 비대칭 형태의 쐐기 파괴가 발생하였다. 정착판 주변에서의 단면 손실 정도와는 상관없이, 상부 정착판 시공을 위한 터파기 면으로 가장 짧은 전단 거리가 형성되었기 때문에, 하중 방향과 평행한 방향으로 파괴면이 생성되었다. 그리고 상부측 파괴면은 하중방향과 약 30°∼45°의 각도로 생성되었으며, 이는 구속압이 낮아 변형이 발생되기 쉬운 방향으로 인장하중의 분력이 전달되었기 때문으로 판단된다.
(3) 앵커리지의 정착장 길이를 쉽고 간편하게 산정할 수 있도록, 자중과 전단력으로 케이블 하중에 저항하는 저항체의 형상을 단순한 쐐기 모양으로 제안하였다. 저항력 산정에 가장 중요한 쐐기체의 하면은 케이블 하중 작용 방향과 평행한 방향으로 제시하였고, 상면은 현재 앵커 설계에 주로 적용되고 있는 30°를 적용하여, 기존 연구결과의 범주(/2∼, 는 암반의 내부마찰각) 안에 드는 값을 제안하였다.
(4) 강연선 홀의 천공관리는 지중정착식 앵커리지의 시공 성패를 결정짓는 핵심 기술이며, 본 연구에서는 국내에서 개발된 천공장비를 이용하여 시험시공을 수행하고 정밀도를 검증하였다. 그 결과 천공 오차가 1% 미만으로 발생하여, 불연속면 간격이 넓고 TCR/RQD가 높아 암반 특성이 우수한 지역에서는 충분히 경사천공의 시공정밀도를 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
(5) 지중정착식 앵커리지는 아직 정형화된 설계기법이 정립되어 있지 않은 형식으로, 적용실적이 많지 않고 연구사례도 매우 부족하다. 이에 본 논문의 연구 성과물은 앵커리지 설계기술의 발전에 이바지할 수 있을 것으로 기대되며, 지속해서 다양한 조건에서 실험과 수치해석을 통한 연구가 이루어지고, 한계상태설계법을 위한 저항계수들이 보완된다면, 환경성과 경제성 측면에서 뚜렷한 장점이 있는 지중정착식 앵커리지는 보다 보편화 될 수 있을 것으로 기대된다.
