國 民 大 學 校 大 學 院

碩 士 學 位 論 文

강관에 설치된 모형 앵커의 수직 인발력에 대한 거동

Uplift Beh avior of M odel Anchor s Con struct ed in St eel Pipes

國 民 大 學 校 大 學 院 土 木 環 境 工 學 科

金 鶴 棲

2000

강관에 설치된 모형 앵커의 수직 인발력에 대한 거동

Uplift Beh avior of M odel Anchor s Con struct ed in St eel Pipes

指導敎授 趙 南 俊

이 論文을 碩士學位 請求論文으로 提出함 2000年 10月 日

國 民大 學 校 大學 院

土 木 環 境 工 學 科

金 鶴 棲

2000

金 鶴 棲 의

碩 士 學 位 請 求 論 文 을 認 准 함

2000年 12月 日

審査委員長 印

審 査 委 員 印

審 査 委 員 印

國 民大 學 校 大學 院

목 차

제 1장 서 론 1

1.1 연구의 배경 1

1.2 연구의 내용 및 범위 2

제 2장 이 론 적 배 경 4

2.1 개요 4

2.2 부착길이의 영향 7

2.3 텐던의 인장응력 11

2.4 텐던- 그라우트의 부착응력 산정 13

2.4.1 미끄러짐(slip )이 발생하기 전의 부착응력 산정 13

2.4.2 미끄러짐(slip ) 발생시 부착응력 산정 16

제 3장 모 형 앵 커 의 정 적 인 발 시 험 18

3.1 재료의 역학시험 18

3.1.1 모형 앵커 18

3.1.2 텐던 20

3.1.3 그라우트재 23

3.2 모형 앵커의 정적 인발시험 25

3.2.1 인발시험 방법 25

3.2.2 인발시험 장치 28

4.1 전체적인 파괴양상 30

4.2 모형실험 결과분석 37

4.2.1 텐던- 그라우트 경계면의 하중- 변위곡선 37

4.2.2 텐던- 그라우트 경계면의 평균 부착응력 분포 44

4.2.3 근사 직선법을 이용한 한계하중 결정 50

4.2.4 각 단계별 시간- 변위곡선을 통한 시간의존성 거동 53

제 5장 결 론 55

참 고 문 헌 56

부 록 59

A . 텐던- 그라우트 경계면에 발생하는 부착응력 분포곡선 59

B . F arm er의 이론식에 의한 부착응력 분포곡선 60

C. 단계별 최대하중에서의 하중- 변위곡선 62

D . 단계별 최대하중에서의 시간- 변위곡선 70

E . 모형 앵커의 파괴형태 78

Abstract 86

감사의 글

표 목 차

표 2.1 허용 부착응력

표 2.2 텐던- 콘크리트의 극한 부착응력 표 2.3 앵커 텐던의 허용인장력

표 2.4 철근 콘크리트용 봉강의 허용응력 표 3.1 모형앵커의 표기에 따른 분류

표 3.2 철근 콘크리트용 봉강의 기계적 성질과 표준치수 표 3.3 이형봉강의 물성치

표 3.4 그라우트재의 특성 표 3.5 그라우트재의 물성치

표 3.6 모형앵커의 계획 최대시험하중 및 재하속도 표 4.1 모형앵커의 인발시험 결과

표 4.2 그라우트 상부 콘의 크기 표 4.3 한계하중과 한계인발저항

그 림 목 차

그림 2.1 앵커의 구성

그림 2.2 구조물에 시공된 앵커 설치 예 그림 2.3 앵커의 극한상태에서의 파괴형태 그림 2.4 하중- 변위 곡선에서 부착길이의 영향

그림 2.5 임의의 깊이에서 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력 상태 그림 2.6 이상화한 부착응력과 미끄러짐의 관계

그림 3.1 구속 강관의 크기와 형태

그림 3.2 부착길이에 따른 모형앵커 입체도

그림 3.3 텐던의 항복응력 및 탄성계수 산정 예(텐던 시편3) 그림 3.4 단계별 인발하중 재하 예

그림 3.5 모형 앵커 인발시험 장치 그림 3.6 모형 앵커 인발시험 흐름도 그림 4.1 그라우트 상부 콘파괴의 개략도

그림 4.2 모형앵커의 부착길이에 따른 극한하중 및 평균극한하중 그림 4.3 (a ) 각 모형앵커의 부착길이에 따른 평균부착응력- 변위 그림 4.4 (b ) 각 모형앵커의 부착길이에 따른 극한하중- 변위 그림 4.5 인발하중을 받는 텐던의 음의 포아송효과

그림 4.6 모형앵커의 하중- 변위 곡선(5GA 1～4) 그림 4.7 모형앵커의 하중- 변위 곡선(10GA 1～4) 그림 4.8 모형앵커의 하중- 변위 곡선(15GA 1～4) 그림 4.9 모형앵커의 하중- 변위 곡선(24GA 1～4)

그림 4.10 평균부착응력분포와 실제부착응력분포의 모식도 그림 4.11 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(5GA 1～4) 그림 4.12 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(10GA ～4) 그림 4.13 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(15GA 1～4)

그림 4.14 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(24GA 1～4) 그림 4.15 크리프 변위량과 유지하중의 관계도

그림 4.16 모형앵커에 대한 한계하중결정 예(24GA 4) 그림 4.17 앵커의 시간의존성 거동

기 호 해 설

B_c : 콘의 평균 직경 B_t : 텐던의 직경

Eg : 그라우트의 탄성계수 Et : 텐던의 탄성계수 Hc : 콘의 평균 깊이

K : 그라우트의 탄성계수( Eg)와 텐던의 탄성계수( Et)의 비 N : 모형 앵커의 시험순서

Ph : 유지하중 P lim : 한계하중

Pt u : 텐던의 극한하중 P_{t y} : 텐던의 항복하중 R : 천공의 반경 r : 텐던의 반경

s : 텐던과 그라우트 사이의 슬립 z : 앵커상단에서 깊이방향으로의 거리 α_c : 콘의 평균 각도

0 : 텐던 상단의 인장응력

: 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력

b m : 텐던- 그라우트 경계면의 평균 부착응력

z : 임의 깊이 z에서의 텐던- 그라우트 경계면의 전단응력

c : 크리프 변위량

요 지

정적 인발하중을 받는 앵커의 파괴 양상에는 일반적으로 텐던의 인장파 괴, 텐던- 그라우트 경계면의 부착파괴, 그라우트- 암반 경계면의 부착파 괴 그리고 암반의 파괴가 있다. 본 연구에서는 강관에 설치된 모형앵커 의 정적인발시험을 텐던의 파괴와 텐던- 그라우트 경계면의 파괴형태 로 연구할 계획이다. 그러나 나머지 두 가지의 파괴형태는 실험적 연구 에 포함시키지 않았다.

국민대학교 지반연구실에서 수행되어진 이전의 연구에서 적절한 락 앵 커 설계는 동시에 네 가지의 파괴형태가 발생하도록 하는 것이다. 그러 므로, 텐던의 적절한 지름과 텐던- 그라우트 경계면의 부착길이는 텐던, 텐던- 그라우트의 경계면, 그라우트- 텐던의 경계면, 그리고 암반의 역학 적 성질을 모두 고려하여 결정되어야 한다. 그러나 좀더 나은 이해를 위해서는 예상되는 변화요인들에 초점을 맞출 필요가 있다. 수많은 요 인들을 줄이기 위해서, 텐던의 지름, 강관의 내경, 그리고 그라우트의 압축강도를 각각 16m m , 105mm , 그리고 646kg/ cm²로 주었다. 본 연구 에서는 텐던과 그라우트 사이의 부착길이만을 변화 시켰다. 변형률계는 다양한 하중단계에서의 하중전이를 명확히 하기 위해서 텐던에 부착하 였다.

텐던- 그라우트의 부착길이가 증가함에 따라 텐던의 파괴는 모형앵커의 극한 인발 지지력에 지배된다. 주어진 실험적 조건에 대해서, 적절한 부 착길이는 대략 100mm 이다. 텐던- 그라우트의 취성파괴를 피하기 위해 서는 부착길이가 적절한 부착길이보다 훨씬 더 커야 한다는 점에 주목 해야 한다. 또한, 락 앵커 설계시 텐던 상부에서의 부착응력의 집중은 부착길이 산정에서 고려되어야 한다.

제 1 장 서 론

1 .1 연 구 의 배 경

앵커는 구조물의 안정을 확보하기 위한 주요한 구조 요소이며 굴착에 따르는 흙막이 벽의 지보, 사면의 안정 확보, 구조물의 전도・부상 방 지, 매다는 형식 교량의 cable정착, 기타 각종 구조물의 안정 확보 등 각종 용도에 사용된다. 구조물의 안정을 확보하는 방법으로서는 앵커 이외에도 몇 가지 방법이 있는 경우가 있다. 예컨대, 굴착에서의 흙막이 벽의 지보 형식으로서는 엄지 말뚝 공법이 있고, 사면의 안정 대책으로 서는 산사태 억지 말뚝이나 보강토 공법과 같은 방법이 있다. 앵커를 채용하는 경우는, 구조물의 안정 확보를 위한 앵커 공법 이외의 방법을 포함해서 안전성, 경제성 및 시공성 등을 고려해서 검토해야한다. 앵커 는 시공 기계가 비교적 소형이며 손쉽게 시공할 수 있다. 또한, 직경이 작은 것에 비해 큰 인발 저항을 얻을 수 있고 시공 방향의 제약이 적다 는 편리성으로 인해 각종 공사에 사용되고 있다. 앵커는 기초나 옹벽의 인발력과 전도에 대한 저항, 지반굴착과 암반사면의 안정성 확보를 위 해 광범위하게 사용되어 왔다. 대부분의 구조물은 사하중 외에도 풍속, 지진, 파도 등과 같은 활하중의 영향을 받고 있다. 이러한 사하중과 활 하중의 영향을 받는 앵커는 지지력의 감소효과를 나타낸다. 하중으로 인한 앵커의 지지력 감소효과와 누적된 변위는 구조물에 치명적인 손상 을 야기한다. 그러나 앵커의 하중전이와 파괴양상은 매우 복잡하여 아 직 명확히 규명되지 않았다. 현재 국내에서는 앵커에 대한 연구가 미흡 한 편이나 해외에서는 앵커의 거동에 관하여 비교적 활발한 연구를 수 행하고 있다. 앵커는 기본적으로 텐던, 그라우트, 지반의 세가지 거동이 복합적으로 발생한다. 그러므로 텐던- 그라우트, 그라우트- 지반의 개별

우트는 텐던과 지반을 연결하여 하중을 지반까지 전달하는 역할을 하고 있다. 본 논문에서는 앵커 연구의 기초적 단계로써 부착길이를 달리 하 여 정적인발하중을 받는 하중- 변위의 관계를 연구하고 발생한 변위가 극한하중에 미치는 영향을 연구하였다.

1 .2 연 구 의 내 용 및 범 위

앵커의 거동에 영향을 미치는 요인으로는 텐던- 그라우트, 그라우트- 지 반 사이의 부착응력 이외에 크게 다음과 같은 사항이 있다.

1) 텐던의 인장강도 2) 그라우트의 압축강도 3 ) 지반의 전단강도

4 ) 지하수의 위치 및 침투압 5 ) 하중의 방향 및 피로의 영향 6 ) 천공홀 벽면의 거칠기 및 청결성

그 외에도 여러 가지가 있을 수 있으나, 어느 하나의 파괴 형식을 취해 서 극한 상태에 달한다. 본 연구에서는 기존의 앵커 인발시험에 관한 이론 및 실험을 정리검토하고 부착길이를 달리하여 제작된 모형앵커에 정적하중을 재하하여 그 거동을 연구하였다. 노출된 텐던상부에 변형률 계를 부착하여 텐던의 변형률을 측정함으로써 실험시 발생할 수 있는 재하중상태를 검증하였다. 인발시험에 사용된 텐던재와 그라우트재는 동일한 것을 사용하였으며 그라우트재는 고강도 콘크리트를 사용하였 다. 직경과 두께가 같은 강관에 텐던재를 정 중앙에 위치시키고 동일한 양생조건하에서 그라우트재를 시공하여 제작하였다. 시공된 모형 앵커 는 28일 양생을 거쳐 최고 250kN의 인발하중을 가할 수 있는 재료시험

실제 앵커 기초에는 기초 축 방향의 인장, 수평하중, 모멘트 등의 조합 된 하중이 지속적으로 작용함으로서 구조물에 손상을 야기한다. 따라서, 조합된 하중에 의한 장기거동에 대한 연구가 수행되어야 한다. 그러나 본 연구에서는 텐던파괴, 그라우트 상부 콘파괴, 텐던- 그라우트 접촉면 의 파괴만 고려하여 정적인발하중을 받는 단기거동에 관해서만 연구를 수행한다.

제 2 장 이 론 적 배 경

2 .1 개 요

현행 기준(1990년, 지반공학회 기준)에서는 정착 지반으로서 토사와 암 반을 포괄하여 그라운드 앵커를 정식 명칭으로 하고 그 약칭을 앵커라 고 하고 있다. 앵커는 구조물에서의 인장력을 지반에 전달하기 위한 구 조 부재의 일종이다. 앵커는 인장부분의 인장력을 지반에 전달시키는 기능을 가진 앵커체, 앵커 두부에서의 인장력을 앵커체에 전달하는 인 장부, 앵커를 구조물에 연결하는 역할을 가진 앵커 두부로 구성된다. 그 림 2.1은 지반에 설치된 앵커를 단순화시켜 모사한 것이다.

앵커두부

구조물

텐던

그라우트

정착지반

그림 2.1 앵커의 구성

(a ) 옹벽의 전도방지 (b ) 지하구조물의 부상방지

지진이나 바람

(c ) 사면안정 (d ) 건물의 전도방지

그림 2.2 구조물에 시공된 앵커 설치 예^{3 )}

앵커는 그림 2.2에 나타낸 바와 같이 가설의 흙막이벽, 건물의 기초, 옹 벽 등 각종 구조물의 안정성 확보와 변형을 감소시키는 목적으로 설치 된다. 또한 최근에는 수압에 의한 부상 방지 대책이나 지진, 폭풍시에서 의 구조물의 전도 방지 대책에도 많이 사용하게 되었다. 앵커의 용도는 다양화해 가고 있으며 대형 구조물에도 확대되고 있다. 이러한 앵커의 파괴 형태는 텐던의 파괴, 텐던- 그라우트의 경계면 파괴, 그라우트- 지 반의 경계면 파괴, 암반의 파괴 등이 있다. 그림 2.3은 앵커의 극한상태 에서의 파괴형태를 나타낸다.

(a ) 텐던의 파괴 (b ) 텐던- 그라우트의 경계면 파괴

(c ) 그라우트- 지반의 경계면 파괴 (d ) 지반의 파괴

그림 2.3 앵커의 극한상태에서의 파괴형태

2 .2 부 착 길 이 의 영 향

앵커의 거동과 강도에 관해서는 현장시험 이외에 실내시험, 수치 해석 방법이 많이 보고되고 있다. 앵커는 지반조건, 그라우트의 물/ 시멘트 비, 텐던- 그라우트의 부착길이 등으로 인해 지지력에 영향을 받는다.

앵커의 인발저항은 부착, 마찰, 그리고 맞물림의 조합으로 이루어 진다.

텐던의 미끄러짐(slip )이 발생하기 전에는 텐던- 그라우트의 부착력과 맞 물림의 힘이 인장재의 저항을 지배하고 미끄러짐 발생 후에는 마찰에 의해 지배를 받는다.

이전의 많은 연구자들이 앵커의 부착길이에 따른 텐던- 그라우트 경계

부착응력과 부착길이 사이에 거의 선형적인 관계를 나타내지만 이 두 가지 요소가 직접적인 비례관계가 아님을 밝혔다^{8 )}. 그림 2.4 (a )는 부착 길이가 증가함에 따라 텐던- 그라우트 경계면의 최대부착강도가 감소하 며 강도- 변위의 기울기가 감소함을 나타낸다. 그림 2.4 (b )는 부착길이가 일정한 정도 증가한 후에는 강도변화에 거의 영향을 주지 않음을 보여 주고 있다. 이것은 부착길이의 증가에 따른 최대 부착응력의 감소가 텐 던- 그라우트 경계면에서 비선형적인 응력분포에 기인하기 때문이다. 비 록 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력 분포가 비선형을 나타내지만 현 재의 앵커설계시 텐던의 부착길이는 일반적으로 식 2.1과 같이 전 구간 에 걸쳐 균일한 부착응력이 발생한다고 가정하여 산정한다.

l_b = P_t

b m B_t (2.1)

여기서, P_t = 앵커의 인발하중, l_b = 덴던의 부착길이, _{b m} = 텐던- 그라 우트 경계면의 평균 부착응력, 그리고 B_t = 텐던의 직경이다. 단, 평균 부 착응력은 가정된 것이므로 허용 부착응력 이내여야 한다. 텐던- 그라우트와 의 허용 부착응력은 앵커의 종류, 인장재의 종류, 그라우트의 설계 기준 강 도에 대해 정해지고 있다. 지반공학회에서는 허용 부착응력을 표 2.1에 제시 하였고 영국 시방서에는 콘크리트 강도에 대한 텐던의 극한 부착응력을 표 2.2와 같이 제시하였다.

(a ) 부착길이에 따른 부착응력- 변위

(b ) 극한 부착응력- 부착길이

그림 2.4 하중- 변위 곡선에서 부착길이의 영향

9 )

표 2.1 허용 부착응력(kg/ cm²)[지반공학회 기준]^{3 )}

그라우트의 압축강도 150 180 240 300 400이상

임시 앵커

P C 강선 P C 강봉 P C 강연선 다중 P C 강연선

8 10 12 13 .5 15

이형 P C 강봉 12 14 16 18 20

영구 앵커

P C 강선 P C 강봉 P C 강연선 다중 P C 강연선

– – 8 9 10

이형 P C 강봉 – – 16 18 20

표 2.2 텐던- 콘크리트의 극한 부착응력(kg/ cm²)[영국 시방서]^{1 0 )}

콘크리트의 압축강도 204 255 306 408

원형봉강 12.2 14 .3 15 .3 19.4

이형봉강 17.3 19.4 22.4 25 .5

2 .3 텐 던 의 인 장 응 력

텐던으로서 사용되는 인장 강재는 성능이 확인된 것으로서 현재 JIS 규 격에 적합한 P C 강선, P C 강연선, P C 강봉, 이형 P C 강봉 등이 상용되 고 있다. P C 강봉은 작은 단면에서 큰 인장강도를 가지고 시공이 용이 하며 낮은 지지력을 요하는 얕은 앵커의 경우에는 경제적인 장점이 있 다. 강선이나 스트랜드는 휨에 대해서 비교적 우수하며 제작, 운반 및 보관이 용이하다는 장점이 있다. 텐던은 설계 앵커력이나 시공 조건, 유 지 관리 등을 고려하여 텐던의 허용 인장력이 설계 앵커력이상이 되도 록 텐던 종류를 선정한다. 허용 인장력은 텐던의 극한하중과 항복하중 에 각각의 안전계수를 곱하여 작은 쪽의 값을 사용한다. 표 2.3은 지반 공학회 기준에 의한 텐던의 허용인장력을 제시한 것이다. 또한 도로교 표준 시방서에는 철근 콘크리트용 봉강을 사용하는 경우의 허용응력을 표 2.4에 제시하였다.

표 2.3 앵커 텐던의 허용인장력[지반공학회 기준]^{3 )} 앵커의 종류 텐던의 극한하중 텐던의 항복하중

임시 앵커 0.65P^{t u} 0.80P^{t y}

영구앵커

정상시 0.60P^{t u} 0.75P^{t y} 지진시 0.75P^{t u} 0.90P^{t y}

표 2.4 철근 콘크리트용 봉강의 허용응력^{1 )}

응력의 종류 철근의 종류

SD30 SD35 SD40

허용 인장응력

(k g/ cm²) 1500 1600 1600 허용 압축응력

(k g/ cm²) 1500 1750 1800

2 .4 텐 던 - 그 라 우 트 경 계 면 의 부 착 응 력 산 정

전 부착길이를 따르는 부착응력 분포에 관하여 실내 모형 실험(F arm er , 1975 )^{6 )}이나 현장 앵커 인발시험(W eer asin ghe와 Littlejohn , 1972)^{1 2 )}, 그 리고 수치해석 방법(Y ap와 Rog er , 1984)^{1 3 )}등에 의해 많은 연구가 수행 되었다. 이러한 연구들의 결과는 모두 부착응력 분포가 비선형을 나타 내고 작용하중이 커질수록 부착상단에 응력집중 현상이 일어나며 하단 으로 갈수록 급격히 감소함을 보인다.

2 .4 .1 미 끄 러 짐 (s lip )이 발 생 하 기 전 의 부 착 응 력 산 정

인장력이 앵커의 텐던에 작용하면 그림 2.5와 같이 텐던- 그라우트 경계 면을 따라 부착응력이 발생한다. 식 2.2는 F arm er (1975)^{6 )}에 의해 제시 된 부착응력 분포식이다. 일반적으로 부착응력의 분포는 그림 2.5에 보 인 바와 같이 하중이 증가하면 더욱 비선형분포를 보이며 작용된 하중 에 대한 일부가 더 큰 비율로 앵커 하단까지 전달된다. 따라서 식 2.2는 텐던- 그라우트의 경계면에서 미끄러짐이 없고 부착응력이 앵커 하단까 지 전달되지 않는다는 가정하에 적용할 수 있다.

z = 1

2 r _o e ^{- z} (2.2)

여기서, _z = 임의 깊이 z에서의 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력, r = 텐던의 반경, R = 천공의 반경, _o = 텐던 상단의 인장응력, 그리고 z = 앵커 상단에서 깊이방향으로의 거리이다. 또한 는 식 2.3, 2.4와 같이 정의된다.

R - r 〈 r 인 경우,

2 = K

r ( R - r ) (2.3 )

R - r 〉 r 인 경우,

2 = K

r² ln

(

)

여기서, K 는 그라우트의 탄성계수 ( E _g) 와 텐던의 탄성계수 ( E _t) 의 비 로써 다음과 같이 정의된다.

K = E_g Et

(2.5 )

그 라 우 트 텐 던

r

z+ d z

R

z

z z

d _z

d z = - 2 _z r

상세 A z = 0

P^t

z z + d z

A

z = L

그림 2.5 임의의 깊이에서 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력 상태(F arm er , 1975)^{6 )}

2 .4 .2 미 끄 러 짐 (s lip ) 발 생 시 부 착 응 력 산 정

텐던- 그라우트 경계면의 미끄러짐은 부착면을 감소시켜 부착면에 복잡한 거 동을 야기한다. Benm okr ane^{4 )} 등은 부착응력과 텐던의 관계식을 식 2.6과 같이 제시하였다. 또한 그림 2.6에 복잡한 거동을 3구간으로 분류하여 단순 화 시켜 나타내었다. 1구간은 탄성영역구간으로 부착응력과 슬립사이에 선 형적인 관계를 가진다. 2구간은 부착응력이 감소함에 따라 탈부착 과정이 이 루어진다. 3구간은 마찰에 의한 잔류 저항을 보인다.

= m s + n (2.6 )

여기서, = 텐던- 그라우트의 경계면 부착응력이고 s = 텐던과 그라 우트 사이의 미끄러짐이다. 또한 m , n 은 식 2.7, 2.8, 2.9와 같이 정의 된다.

0 ≤ s ≤ s1인 경우,

m = m₁ = ¹ s1

(2.7 ) n = 0

s₁ ≤ s ≤ s₂인 경우,

m = m₂ = ¹ - 2

s1 - s2

(2.8 )

n = ² s₁ - ₁ s₂ s1 - s2

s2 ≤ s 인 경우,

m = 0 (2.9)

n = ₂

부착응력

s1

슬립(slip )

2 3

1

2

s2

1

m1 m2

그림 2.6 이상화한 부착응력과 슬립의 관계^{3 )}

제 3 장 모 형 앵 커 의 정 적 인 발 시 험

3 .1 재 료 의 역 학 시 험

재료 역학 시험의 목적은 모형앵커의 인발시험에 사용할 재료의 역학적 성질을 파악하는데 있다. 즉, 모형앵커의 인장재로 쓰일 이형봉강, 그라 우트 재료인 시멘트 모르타르의 강도와 탄성계수 등의 역학적 특성을 파악한다.

3 .1.1 모 형 앵 커

모형앵커는 지름이 동일한 강관을 제작하고 강관의 길이를 조절함으로 써 텐던- 그라우트의 부착길이를 변화시켰다. 그림 3.1과 그림 3.2는 모 형앵커를 제작하는데 사용된 강관과 부착길이가 24cm , 15cm , 10cm , 5cm 를 모사한 것이다. 각 부착길이에 따라 4식씩 제작하였으며 모형앵 커 제작시 공시체를 함께 제작하여 한국산업규격, 콘크리트의 압축강도 시험방법(K S F 2405)에 따라 일축압축시험을 수행하였다.

표 3.1에서 모형 앵커의 분류는 (l^b)GA (N )으로 표기하였다. 여기에서 (lb)는 부착길이, (N )은 각 4식의 모형앵커 시험순서이다.

127m m 11mm

105mm

H

H =250m m , 160m m , 110m m , 60m m

그림 3.1 구속 강관의 크기와 형태

(a ) 24GA (N ) (b ) 15GA (N ) (c ) 10GA (N ) (d ) 5GA (N )

표 3.1 모형앵커의 표기에 따른 분류 표기 부착길이(m m ) 시험 순서(N )

24GA (N ) 240

1 2 3 4

15GA (N ) 150

1 2 3 4

10GA (N ) 100

1 2 3 4

5GA (N ) 50

1 2 3 4

3 .1.2 텐 던

모형 앵커의 텐던재료는 SD40의 이형봉강을 사용하였다. 표 3.2는 도로 교 표준 시방서에서 제시한 이형봉강의 역학적 성질을 나타낸다. 이형 봉강의 항복강도는 4000～5200kg/ cm²이며 인장강도는 5700kg/ cm²이상 이다.

텐던재인 이형봉강을 한국산업규격 금속재료 인장시험방법(KS B 0802) 에 따라 수행하였다. 표 3.3은 이형봉강의 실험결과에 대한 물성치를 나 타내며 평균 항복강도는 4246k g/ cm², 평균 극한강도는 6326k g/ cm², 평 균 탄성계수는 2.15×10⁶k g/ cm²로 측정되었다. 그림 3.3은 텐던의 응력-

변형률 곡선에서 항복응력 및 탄성계수 산정 예를 나타낸다. 그리고 모 형앵커 실험시 재료시험기의 재하하중을 검증하기 위하여 노출된 텐던 상부에 변형률계를 부착하여 측정하였다.

표 3.2 철근 콘크리트용 봉강의 역학적 성질과 표준치수 종류

의 기호

호 칭 명

항복점 혹은 0.2%내력

(k g/ cm²)

인장강도 (k g/ cm²)

단위중량 (t/ m )

공칭지름 (m m )

공칭단면적 (cm²) S D40 D 16 4000～5200 5700이상 1.56 15.9 1.986

표 3.3 이형봉강의 물성치 시편 번호 항복강도

(k g/ cm²)

극한강도 (k g/ cm²)

탄성계수 (k g/ cm²) 1 4398 6378 2.05×10⁶ 2 4289 6247 2.17×10⁶ 3 4058 6312 2.24×10⁶ 4 4247 6543 2.31×10⁶ 5 4406 6424 2.02×10⁶ 6 4157 6235 2.17×10⁶ 7 4214 6128 2.08×10⁶ 8 4197 6342 2.12×10⁶ 평 균 4246 6326 2.15×10⁶

그림 3.3 텐던의 항복응력 및 탄성계수 산정 예(텐던 시편3) 항복응력(4058kg/ cm²)

변형률(1812×10^{- 6})

탄성계수 = 항복응력 변형률

= 4058

18 12×10^{- 6} k g / cm²

= 2 . 24×10⁶k g / cm²

3 .1.3 그 라 우 트 재

일반적으로 앵커체를 형성하는 주입재는 주로 시멘트 페이스트(cem ent p a st e ) 및 시멘트 모르타르 (cem en t m or t ar )를 사용한다. 본 실험에서는 고강도 시멘트인 매직콘 알파[동양시멘트(주)]를 그라우트재로 사용하였 으며 물/ 매직콘의 배합비는 15%로 동일하게 양생하였다. 매직콘 알파 는 타설시 물과 골재가 나눠지는 재료분리와 수축이 거의 발생하지 않 으며 조기에 높은 강도를 발현시킬 수 있어 실험재료로 적합하다. 동양 시멘트에서 실험하여 얻은 특성을 표 3.4에 나타내었다. 또한 표 3.5는 한국산업규격 콘크리트의 압축강도 시험방법(KS F 2405)에 따라 압축강 도 시험을 수행한 결과이다. 실험 결과 평균 압축강도는 646kg/ cm², 평 균 탄성계수는 2.65×10⁵k g/ cm², 평균 포이슨 비는 0.21이다.

표 3.4 그라우트재의 특성[동양시멘트(주)]

시험항목 단위 결과치 시험방법

흐름 ％ 140이상 K SL 5105 - 92 팽창률(24시간) ％ 0.05 CRD C 621

응결시간 초결 시간:분 3:30 A ST M C 191 종결 시간:분 6:55

압축강도

1일 k g/ ㎠ 300이상 K S L 5105 3일 k g/ ㎠ 510이상

7일 k g/ ㎠ 650이상 28일 k g/ ㎠ 800이상

블리딩률 ％ 0.00 K SF 2433 - 91

※배합비: 물/ 매직콘=14～15％

표 3.5 그라우트재의 물성치

공시체 번호 압축강도 (k g/ cm²)

탄성계수 (k g/ cm²)

P ois son ' s R atio 1 678 2.56×10⁵ 0.22 2 625 2.74×10⁵ 0.24 3 702 2.66×10⁵ 0.23 4 654 2.52×10⁵ 0.20 5 663 2.71×10⁵ 0.23 6 614 2.69×10⁵ 0.19 7 597 2.75×10⁵ 0.17 8 635 2.60×10⁵ 0.23 평 균 646 2.65×10⁵ 0.21

3 .2 모 형 앵 커 의 정 적 인 발 시 험

3 .2 .1 인 발 시 험 방 법

본 연구에 사용된 재료시험기(MT S )의 하중재하 방법으로는 변위 제어 방법과 하중 제어 방법의 두 가지가 있다. 변위 제어 방법은 원하는 변 위까지 지정한 재하 속도로 하중을 가하는 것으로 원하는 하중단계까지 정확하게 정지시키기가 어렵지만 재료의 항복강도와 극한 강도를 측정 하기에 용이한 방법이다. 또한 재료의 취성파괴 이후에도 측정이 가능 한 장점이 있다. 이와는 달리 하중 제어 방법은 원하는 하중까지 지정 한 재하속도로 하중을 재하하는 것이며 필요한 하중까지 재하된 후에는 그 하중상태를 유지한다. 그러므로 하중 제어 방법은 원하는 하중을 정 확하게 재하 할 수 있는 반면에 파괴하중을 예측할 수 없어서 재료의 급작스런 취성파괴를 예측하기가 어려운 단점이 있다. 본 연구에서 계 획 최대시험하중까지는 하중 제어 방법으로 실험을 수행하였다. 또한 급작스런 취성파괴에 대비해서 계획 최대시험하중을 넘는 경우에는 변 위 제어 방법으로 수행하였다.

인발시험은 정적인 반복 재하에 의해 실시하고 부착길이가 감소함에 따 라 계획최대하중(Pm a x)도 감소시켜야 한다. 24GA 는 계획 최대시험하중 을 인장재 항복하중의 95% 또는 극한하중의 80%중 작은 값을 선택하 였다. 따라서 이형봉강의 항복하중이 약 8300kg인 것을 고려하여 항복 하중의 95%인 7900kg으로 정하였다. 그리고 5GA , 10GA , 15GA의 계 획 최대시험하중은 7900k g을 넘지 않도록 하였다. 모형 앵커의 인발시 험시 초기하중은 계획최대하중의 5%를 적용하고 각 하중단계의 최대하 중은 0.15P^{m a x}마다 증가시켰다. 따라서 초기하중을 0.05P^{m a x}로 정하여 초 기하중 이하로는 내리지 않았으며 단계별 하중증분은 0.20Pm a x , 0.35P , 0.50P , 0.65P , 0.80P , 0.95P , P 로 증가시켜

켰다. 그림 3.4에 재하 단계별 인발하중의 예를 나타내었고 각 단계에서 의 숫자는 하중 유지시간이다. 하중의 재하속도는 그라운드앵커 기술협 회에서 재하시에는 0.1Pm a xt/ m in , 제하시에는 0.2Pm a xt/ m in 으로 제시하 였으나 본 실험에서는 위의 재하속도에 두 배의 재하속도로 재하 하였 다. 따라서 하중 제어 방법에 의해 재하속도는 12.74k g/ s ec, 제하속도는 25 .5k g/ sec로 정하였다. 표 3 .6에 모형 앵커 타입에 따른 계획 최대시험 하중과 재하속도를 나타내었다.

표 3.6 모형앵커의 계획 최대시험하중 및 재하속도

표 기 제어 방법 계획 최대시험하중,P^{m a x} (k g )

속도

재하시 제하시

24GA 1

하중제어 7900 12.74k g/ sec 25 .5k g/ sec 24GA 2

24GA 3 24GA 4 15GA 1

하중제어

7348

12.74k g/ sec 25 .5k g/ sec 15GA 2

15GA 3 7900 15GA 4 10GA 1

하중제어

4898

12.74k g/ sec 25 .5k g/ sec 10GA 2

10GA 3 7900 10GA 4 5GA 1

하중제어

7900

12.74k g/ sec 25 .5k g/ sec 5GA 2

5GA 3 3262 5GA 4

0.05Pm a x

0.20Pm a x

0.35Pm a x

0.50P^{m a x} 0.65Pm a x

0.80Pm a x

0.95Pm a x

Pm a x

30분 30분

30분

30분

30분

재 하 하 중

변 위 파 괴

30분

30분

그림 3.4 단계별 인발하중 재하 예^{2 )}

3 .2 .2 인 발 시 험 장 치

본 인발시험에서는 최고 250kN의 인발하중을 가할 수 있는 재료시험기 (M T S )를 사용하였다. 재료시험기는 상하 두 개의 그립(g r ip )으로 되어 있어 유압으로 하부그립이 하강하며 하중을 재하하는 장비이다. 따라서 그립에 모형앵커를 물리기 위하여 그림 3.5와 같이 모형앵커틀을 제작 하여 실험을 수행하였다. 모형앵커는 상부그립에 텐던을 물리고 하부그 립에는 모형앵커틀의 수직강재를 물리도록 설치하였다. 재료시험기에서 는 두 개의 그립사이의 변형률과 변위, 그리고 각각의 하중을 측정한다.

또한 변위측정계(CDP - 100)를 상부그립과 모형앵커에 연결하여 앵커의 변위를 측정하였다. 텐던상부에 부착된 변형률계와 변위측정을 위하여 T D S303을 사용하였다. 그림 3 .6에 인발시험에 대한 흐름도를 나타내었 다.

그림 3.5 모형 앵커 인발시험 장치 앵 커 거 치 틀

텐 던

하 중 재 하 상 부 고 정

상 부 그 립 (g rip )

수 직 강 재 강 관

하 부 그 립 (g rip )

D a t a A c qu i s it i on

S y s t e m (T D S 3 03 )

D i s p la c e m e n t m e a s u re m e n t

S tra in m e a s u re m e n t M at e ria l

T e s t S y s t e m

M i c ro c o n s o le

Co m pu t e r

L o a d c on t rol LV DT (CDP - 100)

S t r ain g ag e (P L - 60- 11- 1L )

그림 3.6 모형 앵커 인발시험 흐름도

제 4 장 실 험 결 과

4 .1 전 체 적 인 파 괴 양 상

부착길이에 따라 각 4식씩 시공된 총 16개의 모형앵커에 대한 정적인발 시험을 수행한 결과 16개가 모두 그라우트 상부에 콘을 형성하였다. 또 한 최종적으로 24GA , 15GA 는 텐던파괴가 일어났고 10GA , 5GA 는 부 착면파괴를 나타내었다.

표 4.1은 모형앵커 16개에 대한 실험결과를 정리한 것이다. 변위 측정시 변위량이 크게 커지는 두 개의 구간이 발생하는데 이를 1차, 2차파괴로 나타내었다. 즉 2차파괴는 실험이 완료되는 최종파괴형태를 나타내는 것이다. 최종적으로 텐던파괴를 일으킨 24GA , 15GA 는 콘이 형성되기 전에 앵커 상부의 텐던- 그라우트 경계면에서 0.2mm 정도의 부착파괴가 발생하였다. 또한, 하중- 변위곡선을 텐던의 일반적인 인장시험 곡선과 비교한 결과 유사한 곡선을 나타내었다. 이는 상부의 텐던- 그라우트 사 이의 부착파괴, 그라우트의 콘파괴가 국부적으로 발생하였어도 파괴에 도달하지 않은 앵커하부의 부착부에서 인발하중을 지지하여 주기 때문 이다. 즉, 앵커하부의 부착응력이 인장력보다 커서 텐던의 인장파괴가 먼저 발생하였다고 사료된다. 그리고 부착면 파괴가 최종적으로 일어난 10GA , 5GA 는 콘파괴의 깊이가 3cm 로 거의 일치하였다. 이는 부착면이 더 큰 24GA , 15GA 보다 텐던- 그라우트 경계면의 응력이 더 큰 비율로 앵커하부까지 전달되기 때문인 것으로 판단된다. 또한 실험한 모형앵커 의 콘파괴가 그라우트 상부 3cm 내에서 형성된 것으로 보아 부착응력이 그라우트 상부 3cm 내에서 부착응력 집중현상에 의해 부착파괴가 먼저 발생한 것으로 판단된다. 이는 동일한 조건하에서 부착길이가 24cm 인 모형앵커의 텐던에 변형률계를 부착하여 사전실험 한 결과 앵커상부에 부착응력이 집중되는 양상을 보였다(부록A ). 그리고 부착길이가 감소할

수록 콘의 깊이가 증가하였으며 콘파괴 각도가 100°에 근접하였다. 그 림 4.1과 표 4.2에 그라우트 상부의 콘 파괴양상에 대한 개략도와 크기 를 나타내었다. 또한 콘의 상부원형지름은 5GA 가 24GA , 15GA , 10GA 모형앵커보다 작게 나타나는데 이것은 텐던을 주위로 원을 그리며 전달 되는 응력이 다른 모형앵커식 보다 현저히 낮기 때문인 것으로 사료된 다. 그림 4.2에서 5GA 를 제외하고는 각 형태의 극한하중은 크게 차이 가 나지 않았으며 부착길이가 감소할수록 평균 극한하중이 감소한다.

10GA 까지는 평균극한하중의 감소가 적게 발생하는데 비해 10GA 에서 5GA 까지 급격히 평균 극한하중이 감소함을 알 수 있다. 그러므로 본 연구에서 부착면파괴를 발생시키는 한계부착길이는 10cm와 5cm사이에 있다고 사료된다. 그림 4.3에서는 예측한대로 부착길이가 감소할수록 평 균 부착응력이 크게 발생하였으며 극한하중에 도달한 후 변위가 상대적 으로 적게 나타나 급작스런 취성파괴를 보였다. 즉, 앵커설계시 구조물 의 한계부착길이를 구하여 설계부착길이를 산정하여야 한다. 실제의 앵 커에 있어서 텐던- 그라우트, 그라우트- 지반 사이의 부착력, 설계부착길 이의 적절성과 시공의 정확성이 이루어진다면, 앵커의 파괴요인중에서 하나의 요인에 의해서 파괴에 이르는 극한지지력이 결정되지 않을 것이 다. 예컨대, 부착길이가 너무 과대하게 설계되어 앵커의 파괴가능성이 있는 다른 부위는 극한 파괴점에 도달하기 훨씬 전에 텐던이 파괴되었 다면 앵커의 설계가 비효율적으로 이루어졌다고 할 수 있다. 따라서, 앵 커의 설계는 모든 파괴가능부위가 거의 동시에 파괴되도록 설계하는 것 이 가장 효율적인 앵커설계라고 할 수 있다.

표 4.1 모형앵커의 인발시험 결과

표기 극한하중 (k g )

평균극한하중 (k g )

파괴양상

1차 2차

24GA 1 12148

12084

그라우트 콘파괴 텐던파괴 24GA 2 12130 그라우트 콘파괴 텐던파괴 24GA 3 12232 그라우트 콘파괴 텐던파괴 24GA 4 11825 그라우트 콘파괴 텐던파괴 15GA 1 11417

11850

그라우트 콘파괴 부착면 파괴 15GA 2 11825 그라우트 콘파괴 텐던파괴 15GA 3 11927 그라우트 콘파괴 텐던파괴 15GA 4 12232 그라우트 콘파괴 텐던파괴 10GA 1 11213

11137

그라우트 콘파괴 부착면 파괴 10GA 2 11264 그라우트 콘파괴 부착면 파괴 10GA 3 11264 그라우트 콘파괴 부착면 파괴 10GA 4 10805 그라우트 콘파괴 부착면 파괴

5GA 1 4149

3769

그라우트 콘파괴 부착면 파괴

5GA 2 3262 그라우트 콘파괴 부착면 파괴

5GA 3 3588 그라우트 콘파괴 부착면 파괴

5GA 4 4077 그라우트 콘파괴 부착면 파괴

α

B

H

그림 4.1 그라우트 상부의 콘파괴 개략도

표 4.2 그라우트 상부 콘의 크기

표기

콘의 평균 직경, Bc

(m m )

콘의 평균 각도, αc

(。)

콘의 평균 깊이, Hc

(m m )

24GA 105 .5 136 23 .6

15GA 102.5 134 22.1

10GA 80.3 122 22.1

그림 4.2 모형앵커의 부착길이에 따른 극한하중 및 평균극한하중 평균선

그림 4.3 (b ) 각 모형앵커의 부착길이에 따른 극한하중- 변위

4 .2 모 형 실 험 결 과 분 석

본 모형실험에서 측정된 변위는 텐던- 그라우트의 변위에 텐던의 변위 가 포함된 것이다. 실제 텐던- 그라우트 부착면에서의 변위를 알기 위해 서는 측정된 변위에 텐던의 변위를 배제하여야 한다. 텐던의 변위를 배 제하기 위해서 그라우트 상부 1cm , 3cm 위에 변형률계를 부착하였다.

텐던의 두 곳에 변형률계를 부착한 이유는 실험하는 도중 텐던에 부착 된 변형률계의 정확성을 검증하기 위해서다. 두 곳에 부착된 변형률계 의 차이가 미소하였으며 이중 상부 1cm 에 부착된 변형률계를 이용하여 텐던의 변위를 배제하였다. 또한 15GA 1, 10GA 1, 5GA 1은 계획 최대시 험하중을 구하기 위하여 각각의 나머지 3식과 하중단계를 달리하였다.

특히 5GA 1, 5GA 2는 계획 최대시험하중내에서 파괴에 도달하였다.

4 .2 .1 부 착 길 이 감 소 에 따 른 텐 던 - 그 라 우 트 의 하 중 - 변 위 곡 선

모형앵커의 최상부에서 텐던과 그라우트 사이에 틈이 발생하였으며 이 때의 하중을 정확히 측정할 수는 없었지만 일정한 하중에 도달한 시점 에서 육안으로 확인할 수 있었다. 평균 극한하중이 11000kg을 넘는 24GA , 15GA , 10GA 가 4000k g 이내인 5GA 보다 크게 발생하였는데 이는 텐던과 그라우트의 미끄러짐에 의한 것이라기보다는 그림 4.4와 같이 인장하중을 받는 텐던의 음의 포아송효과에 의해 텐던과 그라우트 사이 의 틈이 발생하였기 때문이라고 사료된다.

P

음의 포아송효과로 인 한 텐던과 그라우트 사이의 틈

그림 4.4 인발하중을 받는 텐던의 음의 포아송효과

그림 4.5～4.8은 모형앵커의 인발시험결과를 하중- 변위곡선으로 나타낸 것이다. 하중의 재하 및 제하 단계과정이 보다 명확하게 보이도록 극한 하중까지만 나타내었다. 하중과 변위는 모두 모형앵커의 두부에서 측정 된 값들이다. 그림에서 보이는 바와 같이 동일한 하중에서는 재하시 보 다 제하시에 변위가 커짐을 알수 있는데 이는 재하와 제하과정에서 발 생한 텐던- 그라우트 사이의 잔류변위량에 기인한다. 그림 4.5는 극한하 중시 변위가 0.6～2mm 내외, 그림 4.6는 5～8m m내외이고 그림 4.7과 4 .8은 7～9m m 내외이다. 즉, 부착길이가 증가함에 따라 변위가 증가함을 알 수 있다. 또한 파괴양상에서도 15GA 와 24GA 가 크게 차이가 나지 않은 것처럼 실제 하중- 변위곡선상에도 크게 차이를 보이지 않았다. 반 면, 부착면 파괴가 발생하기 시작한 10GA 와 5GA는 변위가 크게 증가 하지 않은 상태에서 극한하중에 도달하였다. 특히 5GA의 파괴하중은 변위 2mm 이내에서 발생하였다. 이는 변위가 증가하는 복합적인 요인들

중에 부착길이가 감소할수록 변위를 증가시킬수 있는 요인들이 변위가 발생하기 전에 모형앵커가 파괴에 이르기 때문인 것으로 사료된다. 예 컨대, 텐던- 그라우트 최상부에 발생하는 음의 포아송효과는 평균극한하 중이 3769kg인 5GA 는 거의 발생하지 않았으며 10GA 는 15GA 와 24GA 보다 상대적으로 작게 나타났다. 이는 변위를 증가시키는 요소중에 하 나인 음의 포아송효과가 낮은 하중단계에서 파괴에 이른 5GA에서는 발생하지 않아 변위가 상대적으로 작게 나타났음을 의미한다.

그림 4.5 모형앵커의 하중- 변위 곡선(5GA 1～4)

5GA 1 5GA 2

5GA3 5GA4

그림 4.6 모형앵커의 하중- 변위 곡선(10GA 1～4)

10GA 1 10GA 2

10GA3 10GA4

그림 4.7 모형앵커의 하중- 변위 곡선(15GA 1～4)

15GA 1 15GA 2

15GA3 15GA4

그림 4.8 모형앵커의 하중- 변위 곡선(24GA 1～4)

24GA 1 24GA 2

24GA3 24GA4

4 .2 .2 텐 던 - 그 라 우 트 경 계 면 의 평 균 부 착 응 력 분 포

본 실험에서는 모형앵커의 크기가 작아 텐던에 변형률계를 부착하면 그 로 인한 영향이 클 수 있다고 판단하여 변형률계를 부착하지 않았다.

그림 4.9은 실제부착응력분포와 평균부착응력분포를 모식화하여 나타낸 것이다. 실제부착응력분포는 상부에서 응력집중현상이 발생하여 탈부착 현상이 나타난다. 부록 B에서는 F arm er의 이론식(식 2.2)으로 구한 깊 이- 부착응력곡선을 나타내었다. 실제 파괴양상에서도 상부 3cm이내에 서 콘파괴가 발생하였고 이는 부착응력이 상부에 집중된 데 기인한 것 으로 보인다. 그러나 실제부착응력산정이 어려운 관계로 각 하중단계별 평균부착응력을 산정하여 이때 변위와의 관계를 나타내었다. 그림 4.1 0～4 .13는 평균 부착응력과 변위 곡선이다. 그림 4 .10에서 5GA 1, 5GA 2 는 계획시험하중내에서 파괴되었으므로 최대평균부착응력까지만 나타내 었다. 그림 4.10과 4.11은 극한하중에 도달한 후 변위증가량에 비해 하 중이 급격히 감소하는 취성파괴양상을 보인다. 그러나 그림 4.12와 4.13 은 극한하중 도달 후 변위증가량에 비해 하중이 천천히 감소하는 연성 파괴양상을 나타내었다. 이는 15GA와 24GA가 최종적으로 텐던파괴인 데 반해 5GA 와 10GA 는 부착면파괴에 기인하기 때문이다. 즉, 텐던- 그 라우트의 부착면에서 급작스럽게 텐던이 인발되어 하중이 급속히 감소 하며 인발과정 동안 텐던- 그라우트 부착면의 맞물림(interlockin g ), 부착 면마찰로 인해 완전히 인발되기까지 지지력이 발생하는 것이다. 또한 일정한 제어속도에 따라 하중- 변위가 발생하므로 선형적으로 나타난다.

부록 C에서 보인 단계별 최대하중에서의 변위 곡선은 평균부착응력- 변 위곡선과 동일한 양상을 보인다.

P

탈부착 응력

rea l

a v e

그림 4.9 평균부착응력분포와 실제부착응력분포의 모식도^{5 )}

그림 4.10 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(5GA 1～4)

5GA 1 5GA2

5GA3 5GA4

그림 4.11 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(10GA 1～4)

10GA 1 10GA 2

10GA3 10GA4

그림 4.12 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(15GA 1～4)

15GA 1 15GA 2

15GA3 15GA4

그림 4.13 모형앵커의 평균부착응력- 변위곡선(24GA 1～4)

24GA 1 24GA 2

24GA3 24GA4

4 .2 .3 근 사 직 선 법 을 이 용 한 한 계 하 중 결 정

하중을 재하하고 제하하는 과정과 시간에 따른 하중 유지과정에서 앵커 가 파괴에 이르면 이때의 하중은 명확히 판단할 수 있다. 그러나 앵커 실험시 계획 최대시험하중내에서 앵커의 파괴가 발생하지 않으면 한계 하중을 결정해야 한다. 한계하중은 일정의 하중 유지시간에서의 크리프 (cr eep )변위량과 유지하중의 관계도를 그리고 두 개의 직선으로 근사시 켜 얻어진 교점의 하중으로 한다. 그림 4.14에 근사 직선법을 통한 한계 하중 결정의 예를 나타내었다. 앵커 실험시 일정유지시간을 15분으로 하나 본 실험에서는 30분으로 하고 있다. 근사 직선법은 그리는 사람에 따라 약간의 주관이 들어가며 크리프변위량(Δ^c)에는 온도의 영향이나 텐던의 이완(r elax ation )등은 포함되지 않는다. 한계하중이 결정되지 못 한 경우에는 계획 최대시험하중이 과소하게 설정된 것이다. 이런 경우 는 부착길이를 짧게해서 실험을 수행해야 한다. 이처럼 한계하중을 결 정함으로써 앵커 설계 및 앵커 성상의 양부 판정에 중요한 요소인 한계 인발저항을 식 4.1을 통해 구할 수 있다. 그림 4.15는 모형실험에서 한 계하중을 구한 예이다. 또한 근사 직선 그리기를 통해 각각에 대해 구 한 한계하중과 한계인발저항을 표 4.3에 나타내었다. 한계하중은 10GA , 15GA , 24GA에서는 극한하중과 큰 차이를 나타냈으며, 이는 계획 최대 시험하중을 텐던의 항복강도에 95%로 정하였기 때문에 과소하게 설정 된 것으로 사료된다.

lim = P _lim

B_tl_b (4 .1)

여기서, _lim = 극한 앵커체 인발저항이고 P _lim = 한계하중이다.

크리프 변위량 (Δ^c)

유지하중(P^h) P^{l im}

그림 4.14 크리프 변위량과 유지하중의 관계도

그림 4.15 모형앵커에 대한 한계하중결정 예(24GA 4)

P^{l i m}=5700kg

표 4.3 한계하중과 한계인발저항

표기 한계하중 (k g )

평균한계하중 (k g )

한계인발 저항 (k g/ cm²)

평균한계 인발저항 (k g/ cm²)

평균한계하중 평균극한하중

24GA 1 6750

6338

578

542 0.52

24GA 2 6600 565

24GA 3 6300 539

24GA 4 5700 488

15GA 1 5125

6106

701

836 0.52

15GA 2 6100 835

15GA 3 6600 904

15GA 4 6600 904

10GA 1 4600

5800

945

1191 0.52 10GA 2 5700 1171

10GA 3 6550 1345 10GA 4 6350 1304

5GA 1 -

2663

-

1093 0.71

5GA 2 - -

5GA 3 2625 1078

5GA 4 2700 1109

4 .2 .4 각 단 계 별 시 간 - 변 위 곡 선 을 통 한 시 간 의 존 성 거 동

각 하중단계에서의 유지시간 중 앵커의 신장 변화를 시간의존성 거동이 라 한다. 이 신장의 변화는 앵커 정착부의 주입재와 지반의 크리프, 앵 커 인장재와 주입재의 크리프, 앵커 부재 사이의 상대변위, 인장재의 이 완(r elax ation )등도 포함되지만, 일반적으로는 이들을 총칭해서 앵커의 크리프라고 일컬어진다.

일반적으로 앵커의 크리프는 시간에 따른 크리프 증가율이 서서히 감소 하는 1차 크리프영역과 증가율이 거의 일정하게 되는 2차 크리프영역, 크리프 증가율이 급격히 증가하기 시작하는 3차 크리프영역으로 나누어 진다. 이 중, 유지시간중에 빠져 나오는(크리프 파괴) 앵커에서는 2차 크리프가 나타난다. 또한 인발되지 않은 앵커에서는 2차 크리프에서 수 렴하지만 1차 크리프에서 2차 크리프로의 증가율이 크면 앞으로 파괴할 가능성이 높다. 시간의존성 거동을 1, 2, 3차 크리프영역으로 나누어 그 림 4.16에 개략적으로 나타내었으며 모형앵커실험에서 구한 크리프곡선 은 부록 D에 나타내었다.

1차크리프 2차크리프 3차크리프

변위

시간

1차크리프 2차크리프

변위

시간

(a ) 크리프파괴 앵커 (b ) 지속경향에 있는 앵커

부록 D에서는 변곡점을 명확하게 나타내기 위해 시간에 대해서 로그축 을 사용하였다. 5GA 1, 5GA 2는 계획 최대시험하중내에서 텐던이 인발 하였기 때문에 유지시간내에서 변위가 급격히 발생함을 알수 있다. 그 러나 계획하중내에서 파괴에 도달하지 않은 경우는 시간이 경과함에 따 라 일정한 변위에 수렴하고 있으며 마지막 하중단계에서 시간에 따른 변위증가율이 커지는 양상을 보인다.

제 5 장 결 론

본 논문에서는 텐던- 그라우트의 부착길이를 감소시켜 정적 인발시험을 수행하였으며 이를 통한 연구결과를 분석하였다.

1. 텐던- 그라우트의 부착길이가 감소할수록 앵커의 평균 극한하중이 감 소하는데 24cm , 15cm , 10cm , 5cm로 감소하는 경우 평균 극한하 중은 12084kg , 11850kg , 11137k g , 3769kg이다.

2. 텐던- 그라우트의 부착길이가 감소할수록 평균 부착응력이 증가하고 하중- 변위 곡선의 기울기도 증가하였다. 따라서, 텐던- 그라우트의 부 착길이가 감소할수록 취성파괴를 발생시킬 것으로 사료된다.

3 . 16개의 모든 모형앵커 상부에서 3cm 내외의 콘이 형성되었다. 또한 텐던- 그라우트의 부착길이가 감소할수록 콘의 깊이가 깊어지고 콘 파괴각이 100°에 근접하였다. 따라서, 앵커 상부에서 부착응력이 집 중되며 부착길이가 감소할수록 콘 파괴각이 90°에 근접할 것으로 판단된다.

4 . 동일 하중에서 재하시 보다 제하시에 변위가 커졌다. 예컨대, 24GA 1 는 7506kg을 재하시 변위가 2.71m m였고 제하시는 변위가 2.96mm 로 0.25m m 의 잔류변위량이 발생하였다.

5 . 24GA , 15GA , 10GA , 그리고 5GA 의 평균 한계하중은 각각 6338k g , 6106k g , 5800k g , 2663k g 이다.

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부 록

A . 텐 던 - 그 라 우 트 경 계 면 에 발 생 하 는 부 착 응 력 분 포 곡 선

본 연구에 앞서 부착길이가 24cm인 모형앵커의 텐던에 변형률계를 부 착하여 실험을 수행하였으며 조건은 동일하다. 텐던에 부착한 변형률계 로부터 변형률을 측정하여 텐던- 그라우트 경계면의 부착응력을 계산하 였다. 부착된 두 게이지 사이의 부착응력은 식 (A - 1)을 이용하여 부착 응력을 산정하였다.

1, 2 = Et r

2l ( ε₁- ε₂) (A - 1)

여기서, _{1 , 2} = 1번과 2번 게이지 사이의 평균 전단응력, E _t = 텐던의 탄성계

수, r = 텐던의 반경, l = 두 게이지 사이의 거리, 그리고 1, 2 는 각각 1번 과 2번 게이지에서 측정된 변형률이다.

B . F arm e r의 이론식에 의한 부착응력 분포곡선

그림 B.1 5GA

그림 B.2 10GA

1631kg

3950kg

그림 B.3 15GA

3950kg 3950kg

C . 단계별 최대하중에서의 하중 - 변위곡선

그림 C.1 5GA 1

그림 C.2 5GA 2

그림 C.3 5GA3

그림 C.5 10GA 1

그림 C.6 10GA 2

그림 C.7 10GA3

그림 C.9 15GA 1

그림 C.10 15GA 2

그림 C.11 15GA3

그림 C.13 24GA 1

그림 C.14 24GA 2

그림 C.15 24GA3

D . 단계별 최대하중에서의 시간 - 변위곡선

그림 D.1 5GA 1

그림 D.2 5GA2

4149kg 4149kg

3262kg 3262kg

그림 D.3 5GA3

3262kg 3262kg

3262kg 3262kg

그림 D.5 10GA 1

그림 D.6 10GA 2

4898kg 4898kg

7900kg 7900kg

그림 D.7 10GA3

7900kg 7900kg

7900kg 7900kg

그림 D.9 15GA 1

그림 D.10 15GA 2 7348kg

7900kg 7900kg

7900kg

그림 D.11 15GA3 7900kg

7900kg 7900kg

7900kg

그림 D.13 24GA 1

그림 D.14 24GA 2 7900kg

7900kg 7900kg

7900kg

그림 D.15 24GA3

7900kg 7900kg

7900kg 7900kg

E . 모 형 앵 커 의 파 괴 형 태

사진 E .1 부착면 파괴(5GA 1)

사진 E .2 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(5GA 2)

사진 E .3 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(5GA3)

사진 E .4 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(5GA4)

사진 E .5 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(10GA 1)

사진 E .6 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(10GA 2)

사진 E .7 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(10GA3)

사진 E .8 그라우트 상부 콘파괴 및 부착면 파괴(10GA4)

사진 E .9 부착면 파괴(15GA 1)

사진 E .10 텐던 파괴(15GA 2)

사진 E .11 텐던 파괴(15GA3)

사진 E .12 텐던 파괴(15GA4)

사진 E .13 텐던 파괴(24GA 1)

사진 E .14 텐던 파괴(24GA 2)

사진 E .15 텐던 파괴(24GA3)

사진 E .16 텐던 파괴(24GA4)

A b s tract

U plift B e h av ior of M o de l A n c h ors Con s tru c t e d in S t e e l P ipe s .

by K im , H a k S e o

S cho o l of Civ i l a nd E nv ir onm e n ta l E ng in e e r ing G ra d ua t e S cho o l, K o ok m in Un iv e rs i ty

S e o ul, K o r e a

T here ar e possibly four failure m odes of r ock anchor s subj ect ed t o uplift loads ; (a ) the t en sile failur e of t endon s, (b ) t he t endon - gr out int erface failure, (c) the gr out - r ock int erface failure, (d) the t en sile failur e of the r ock w here the anchor is con st ruct ed. In t his st udy , a series of st atic uplift t est s on the m odel anchor s con struct ed in st eel pipes hav e been prepar ed t o inv estigat e especially the t w o failur e m echanism s of the t endon s and the t endon - grout int erface. T he other t w o failure m odes , how ev er , are not included in this experim ent al study .

A form er st udy carried out by the Kookm in geot ech r esearch colleagues has found that the optimum rock anchor design can be accomplished w hen all the four failur e m odes occur sim ult aneou sly . T her efore, the nom inal diam et er of t endons and

t he bond length of t endon - gr out int erface m u st be det ermined by con sidering all of the m echanical pr opert ies of t endon s, t endon - gr out int erface, gr out - rock int erface, and r ocks . It is necessary , how ever , t o focu s on the v ariables expect ed t o be bett er under st ood. T o reduce the num ber of fact or s, t he nominal diam et er of st eel bar s, the inner diam et er of st eel pipes, and t he com pr essiv e str ength of grout are given as 16m m , 105mm , and 646kg/ cm², respectiv ely . T he only one variable is the length of t he bond bet w een the t endon and gr out in this study . St rain gages are att ached t o t endon s t o clarify t he load tr an sfer m echanism s under sev eral different load lev els .

A s the bond lengt h of t endon - gr out is incr eased, the t endon failure becom es dominant and gov ern s the ultim at e uplift capacity of t he m odel anchor . F or the giv en experim ent al condit ion s, the optim um bond length is about 100m m . T o av oid a brittle failure of t endon - gr out int erface, it should be not ed t he bond lengt h should be lar ger than the optimum bond length . Also, t he concentr ation of bond stres s at the upper zone of the t endon should be con sidered t o det ermine the bond length in designing a r ock anchor .