1. 서 론
2. 연구 방법
2.1 수치해석의 개요
2.2 수치해석 조건
2.3 영향범위
2.4 한계소류력
2.5 토피비(Embedment Ratio, H/h)
3. 연구 결과
3.1 수치해석 결과
3.2 영향범위 결과
3.3 한계소류력 분석 결과
4. 결 론
1. 서 론
최근 친환경 하천 정비사업의 목적으로 제방의 안정성과 친환경성을 동시에 고려할 수 있는 보강재로 스톤네트가 주목받고 있으며, 이에 네트와 지반과의 정착력을 높여 구조물의 내구성을 향상시키기 위한 앵커핀 시공 방안이 제안되고 있다. 스톤네트는 자연석과 철망이 일체화된 구조로 치수안정성이 우수하며 하천 사면과 하상에 설치하여 소류력에 대응할 수 있는 친환경적인 공법이다(Kim, 2006). 또한 스톤네트는 고정장치를 활용하여 하천과의 결합 효과를 높이고 안정성을 향상하는 방식으로 적용되고 있다. 그러나 스톤네트의 고정장치에 관한 연구는 아직 부족하며, 명확한 적용 기준도 마련되지 않은 실정이다(Kim, 2011).
스톤네트를 하천에 효과적으로 고정하고 강한 유속에도 유실되거나 파손되지 않도록 하기 위해 하상에 스톤네트가 들뜨지 않도록 밀착시키고 고정하는 고정형 앵커핀을 삽입하고 이를 스톤네트와 연결하는 방안을 적용해 안정성을 확보하고 있다(Suk and Ahn, 2020). 다만, 아직 고정장치의 적용에 대한 기준치가 없기 때문에 스톤네트와 앵커핀의 연결에 대한 치수적 안정성을 확보하기 위한 기술 개발이 진행 중이다.
또한 현재까지 앵커의 인발저항에 관한 연구는 주로 암반이나 풍화암 등 경질 지반에 설치된 대형 앵커 또는 지압형 앵커의 인발특성 분석에 집중되어 있으며, 하천 제방 보강용 스톤네트 등에 적용되는 소형 플레이트 앵커핀의 인발거동에 대한 연구는 상대적으로 부족한 실정이다. 이에 본 연구는 스톤네트용 소형 플레이트 앵커핀을 대상으로 인발저항 특성을 MIDAS 사의 GTS NX프로그램을 활용하여 분석하였으며 수치해석 결과를 현장시험을 통해 획득한 지반 변위 및 영향범위와 비교·분석하여 스톤네트용 플레이트 앵커핀의 최적 형상을 제시하였다. 향후 본 연구의 결과는 하천 호안 구조물의 안정성 확보에 실질적으로 기여할 수 있을 것으로 판단된다.
2. 연구 방법
수치해석과 현장시험 결과를 비교·분석하기 위하여 현장시험은 경기도 가평에 위치한 하천 제방 보강공사 현장에서 스톤네트용 플레이트 앵커핀의 인발 저항 특성과 지반 변형의 거동을 분석하였으며 플레이트 앵커핀의 인발저항력 및 지반 변형거동을 분석하기 위해 Table 1의 조건으로 시험을 진행하였다(Suk et al., 2024). 현장시험은 앵커핀 길이에 따른 거동 특성을 분석하기 위해 플레이트의 형상과 크기를 10cm의 평면형으로 고정하고, 앵커핀 길이를 각각 120cm(Case 1), 100cm(Case 2), 70cm (Case 3), 50cm(Case 4)로 설정하였다. 또한, 플레이트 크기에 따른 거동 특성을 분석하기 위해 앵커핀 길이를 70cm로 고정하고, 플레이트의 크기와 형상을 15cm의 평면형(Case 5), 5cm의 평면형(Case 6), 그리고 10cm의 V형 플레이트(Case 7)로 변경하여 분석하였다. 이때, 고정된 플레이트 크기인 10cm와 앵커핀 길이 70cm는 기존의 일자형 앵커핀을 대체하기 위해 최근 현장에서 사용되고 있는 앵커핀의 사양 중 하나이다.
Table 1.
Conditions of pullout tests (Suk et al., 2024)
| Type | Case 1 | Case 2 | Case 3 | Case 4 | Case 5 | Case 6 | Case 7 | Case 8 |
| Length (H, cm) | 120 | 100 | 70 | 50 | 70 | 70 | 70 | 70 |
| Plate size (h, cm) | 10 | 10 | 10 | 10 | 15 | 5 | 10(V) | - |
현장시험을 위한 앵커핀의 배치간격은 인발에 따른 지반 변형 형태와 앵커의 그룹효과를 고려해 300cm로 적용하였으며 Fig. 1은 각 Case별로 설치된 앵커의 배치 구성을 나타내고 있다.
현장시험은 가로 20m, 세로 10m 크기로 평탄화하여 테스트베드를 조성하였으며, 앵커핀 설치 위치는 각각 3m 간격으로 표시한 후 굴착장비인 백호우를 사용하여 목표 설치 심도까지 지반을 굴착하고 앵커핀을 매설하였다. 앵커핀 설치 후에는 30cm 두께로 되메움 작업을 진행하고 층다짐 및 물다짐을 통해 원지반 상태와 유사한 조건을 유지하도록 하였다(Suk et al., 2024).
Fig. 2는 현장시험준비 및 진행에 대한 모식도를 나타낸다.
현장시험 결과 지반 변형과 영향범위는 Table 2 및 Table 3에 나타낸 바와 같다. 현장시험 결과 플레이트를 적용하지 않은 일자형 앵커핀(Case 8)은 하중이 가해지자마자 즉시 인발되어 신뢰할 수 있는 데이터를 확보하기 어렵다고 판단하여 해당 조건은 분석 대상에서 제외하였으며, 분석은 Case 1부터 Case 7까지를 대상으로 수행하였다.
Table 2.
Result of experiment (displacement)
| Type | H (cm) | h (cm) | Vertical displacement (cm) |
| Case 1 | 120 | 10 | 1.0 |
| Case 2 | 100 | 10 | 2.1 |
| Case 3 | 70 | 10 | 6.2 |
| Case 4 | 50 | 10 | 8.8 |
| Case 5 | 70 | 15 | 5.4 |
| Case 6 | 70 | 5 | 6.0 |
| Case 7 | 70 | 10(V) | 6.8 |
Table 3.
Result of experiment (influence range)
| Type | H (cm) | h (cm) | Influence range (cm) |
| Case 1 | 120 | 10 | 32.5 |
| Case 2 | 100 | 10 | 52.3 |
| Case 3 | 70 | 10 | 75.2 |
| Case 4 | 50 | 10 | 85.3 |
| Case 5 | 70 | 15 | 56.5 |
| Case 6 | 70 | 5 | 55.0 |
| Case 7 | 70 | 10(V) | 53.0 |
2.1 수치해석의 개요
본 연구는 MIDAS 사의 GTS NX 프로그램을 사용하여 유한요소해석을 수행하였으며, 수치해석 결과를 통해 플레이트 앵커핀의 인발에 따른 지반의 응력-변형 거동을 분석하였다. MIDAS GTS NX는 정적 및 동적 평형 방정식과 연속 방정식을 이용하여 3차원 연속체를 유한요소망으로 모델링하고, 지반의 변형 특성을 응력-변형률 법칙에 따라 해석한다(So, 2012). 또한 물성치, 하중 및 경계조건을 입력하여 해석 단계를 설정하고 이에 따른 결과로 도출된 영향범위와 한계소류력을 분석하여 적용해야 할 조건을 판별하는 방식을 채택하였다.
2.2 수치해석 조건
2.2.1 경계조건
해석모델은 흙의 기본 모델인 Mohr-Coulomb(M-C) 탄소성 모델을 적용하였으며, 현장 조건을 재현하기 위해 격자망을 설계하였다.
지반 모델은 X축 및 Y축 방향을 30m, Z축 방향을 20m로 설정하고 해석모델은 지반에 적용된 요소와 앵커핀 영역은 모두 3차원 육면체 중심의 하이브리드 요소를 적용하였다. 현장시험과 동일한 조건으로 적용하기 위해 단독으로 설치된 앵커핀은 1D Embedded truss 요소로 모델링 하여 지반 요소와 직접 연결되어 응력을 전달하도록 하였다. 플레이트는 2D Shell 요소를 사용하여 해석하였다. 거동 및 응력 전달 특성은 실제 조건과 유사하게 모사하기 위해 플레이트와 지반 사이를 균질한 조건으로 가정하고 단순 절점 분리 방식을 이용하여 플레이트와 지반사이를 절점으로 분리하였다. 좌우 측 경계에 대해 수직 방향 변위는 고정조건을 적용하고 하부 경계는 양방향 고정조건을 적용하였다. 또한 인발하중은 앵커핀 선단의 위쪽으로 재하하도록 설정하였다. 해석단면은 앵커핀 상부의 스톤네트와 하천수 흐름은 고려하지 않았으며 앵커핀이 단독으로 지반에 설치된 조건을 가정하여 수치해석을 수행하였다. Fig. 3은 수치해석에 적용된 모델링 형상을 나타낸다.
Fig. 1에 나타낸 바와 같이 Case 1부터 4까지 앵커핀 길이에 따른 거동 특성을 파악하기 위해 플레이트 크기를 10cm로 고정하고, 앵커핀 길이를 차등하여 설정하였다. Case 5부터 8까지는 플레이트 크기의 영향을 분석하기 위해 앵커핀 길이를 70cm로 유지하고 플레이트 크기와 형상을 평면형(Case 5, Case 6), V자형(Case 7), 플레이트를 사용하지 않은 단순 일자형 앵커핀(Case 8)으로 조합하였다. 이때 플레이트 10cm와 앵커핀 70cm는 기존 일자형 앵커핀을 대체하기 위해 최근 현장에서 사용되는 표준 사양에 해당한다. 또한 단면에 대한 앵커핀 선단에 재하 하중은 Downs and Chieurzzi의 이론식(Downs and Chieurzzi, 1966)을 통해 계산된 극한인발하중의 근삿값인 19.6kN의 인발하중을 부가하고 앵커핀의 배치간격은 인발에 따른 지반 변형 형태와 앵커의 그룹 효과를 고려해 3m로 하였다.
2.2.2 물성값 선정
수치해석을 위한 물성값은 지반조사를 통해 획득한 물리적 특성값을 활용하였으며, 현장에서 채취한 시료는 NO. 200체 통과율이 35.4%로 나타나 통일분류법(USCS)에 따라 SC(점토질 모래)로 분류하였다. Table 4는 본 해석을 위해 사용된 지반의 물성값을 나타내며, 사질토의 포아송비는 0.25를 적용하였다(Hunt, 1984).
Table 4.
Material properties (Soil)
| Classification | Unit weight (kN/m³) | Cohesion |
Internal friction angle ∅ (°) | Deformation coefficient E (kN/m²) | Poission’s ration 𝜈 |
| SC | 18 | 0 | 30 | 2,549.7 | 0.25 |
Table 5는 앵커핀과 플레이트의 물성값을 나타내며, 단위중량은 건설표준품셈(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2023)을 기준으로 하였고, 탄성계수와 포아송 비는 강구조설계일반사항KDS 14 30 05(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2019)에서 제시한 값을 적용하였다.
Table 5.
Material properties (anchor and plate)
| Classification | Constitutive model |
Deformation cofficient E (kN/m²) | Poission’s ration 𝜈 |
Unit weight 𝛾 (kN/m³) |
| Plate | Elastic | 81,003 | 0.3 | 76.96 |
| Anchor pin | Elastic | 81,003 | 0.3 | 77.79 |
2.3 영향범위
본 연구에서는 지반에 균일한 저항력이 발휘될 수 있도록 구조물의 안정성을 고려하여 최적의 앵커 간격과 길이, 플레이트 앵커핀의 최적형상을 결정하고자 하였다. 앵커 설치 간격을 설정할 때, 앵커 간격, 앵커 정착장, 그리고 앵커체의 두께 등이 지반과의 상호작용에 따라 앵커의 그룹 효과를 최소화하도록 고려해야 하지만(Kim et al., 2020) 만약 앵커 설치 간격이 지나치게 좁을 경우, 인접한 앵커에 영향을 미치거나 그룹 효과로 인해 인발 저항력이 감소하는 등의 문제가 발생할 수 있다(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2021). 따라서 본 연구에서는 앵커의 간격은 현업에서 사용 중인 2m 간격으로 수치해석을 수행하여 플레이트 앵커핀의 최적 형상을 도출하였다.
2.4 한계소류력
하상의 토사는 유수에 의해 이동하며, 이때 작용하는 유수의 힘을 한계 소류력(Tractive force)이라고 한다. 이 값은 유사량을 계산하거나 안정적인 하도를 설계할 때 매우 중요한 역할을 한다(Choi, 2020).
본 연구에서는 현장에서 사용 중인 DuBoys(1879)가 제안한 소류력 공식을 활용하여 플레이트 앵커핀을 적용한 스톤네트의 한계 소류력을 계산하고, 이를 국토교통부(2016)에서 제시한 스톤네트의 허용 소류력과 비교하여 최적의 앵커핀 길이와 플레이트 폭을 도출하고자 하였다.
DuBoys(1879)의 한계 소류력은 식 (1) 과 같이 나타낼 수 있다(Chae, 2020).
여기서, 𝛾, : 물과 토사(유사)의 단위중량
: 수심
: 하상경사
: 전체 층 수
: 마찰계수
2.5 토피비(Embedment Ratio, H/h)
Fig. 4는 얕은 앵커의 전형적인 파괴 형상을 나타낸 것으로, 토피비()는 플레이트 폭()에 대한 앵커의 근입 깊이() 비율을 나타낸다. 플레이트 앵커의 경우 토피비()에 따라 두 가지 파괴 양상을 보이는데, 토피비()가 작을 경우 앵커의 모서리 부분에서 발생한 전단 파괴면이 지표면까지 도달하게 되며, 이 경우를 얕은 앵커 상태(Shallow anchor condition)라고 한다(Geum, 2015). 반대로 토피비()가 커서 전단 파괴면이 지표면까지 도달하지 않는 상태는 깊은 앵커 상태(Deep anchor condition)로 정의된다(Kim et al., 1994). Vesic(1971)은 앵커 인발에 따른 지반 파괴메커니즘을 공동확장 이론으로 설명하였는데, 이때 지반은 균질한 등방성 반무한체라고 가정하였으며, 또한 토피비가 1~5일 때는 얕은 앵커, 6~8일 때는 깊은 앵커 상태라고 정의하였다.
3. 연구 결과
3.1 수치해석 결과
3.1.1 Case 1(H=120cm, h=10cm)
Case 1의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 0.67cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 수치해석을 통해 Fig. 5(b)와 같이 분석되었다.
심도별 변위는 지표면에서 최대치를 보였으며 심도가 깊어질수록 감소하는 경향을 나타냈다. Case 2~8에 비해 Case 1은 지반 변위가 가장 작게 나타났는데, 이는 지반 내부의 파괴 거동이 지표면에 미치는 영향이 미미하기 때문이다. 이는 토피비(H/h)로 구분할 경우 Case 1은 깊은 앵커(H/h=12)에 해당한다. 변위 양상은 도자기 형태의 지반 변형이 발생하며, 영향범위는 약 37.5cm로 전체적인 변위는 상대적으로 작은 수준이다. Fig. 5(a)에서, 지반 변형은 지표에 큰 영향을 미치지 않으며 앵커체 주변, 특히 앵커핀 하단인 플레이트 주변에서 변형이 집중되어 파괴 면의 폭이 좁게 형성되고 있음을 확인할 수 있다.
3.1.2 Case 2(H=100cm, h=10cm)
Case 2의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 1.20cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 수치해석을 통해 Fig. 6(b)와 같이 분석되었다. 전체적인 변위 양상과 영향범위는 Case 1과 비슷한 형태를 나타내고 있다. 단, 지표면의 변위량은 Case 1보다 약 2배 크게 나타났는데, 플레이트 주변에 집중된 변형이 지표면까지 일부 영향을 미친 것으로 해석된다.
3.1.3 Case 3(H=70cm, h=10cm)
Case 3의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 6.22cm로 Case 1, 2보다 크게 나타났다. 심도별 변위 분포는 Fig. 7(b)와 같이 지표면에서 크게 분포하고 심도에 따라 감소하는 경향을 나타내고 있으며, 플레이트 하부 30cm 위치인 심도 100cm에서부터 급격한 변위가 발생하고 있다. 변위 양상은 Fig. 7(a)와 같이 원뿔 형태의 지반 변형이 발생하여 파괴 면의 폭이 깊은 앵커의 거동보다 넓게 형성되고 있음을 확인할 수 있으며 영향범위는 90cm 내외로 분포하고 있다.
3.1.4 Case 4(H=50cm, h=10cm)
Case 4의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 9.49cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 Fig. 8(b)와 같이 지표면에서 크게 분포하고 심도에 따라 감소하는 경향을 나타낸다. Case 3과 유사하게 플레이트 하부 30cm 위치에 해당하는 심도 80cm에서부터 급격한 변위가 발생하고 있다.
또한 지표의 변위량이 9.49cm로 모든 Case 중 가장 크게 발생했으며, 영향범위는 105.4cm로 나타나 지반 변형이 지표에 영향을 미치고 있음을 알 수 있다. 변위 양상은 Case 3과 유사하게 원뿔 형태를 나타내며, 파괴 면의 형상이 Case 3보다 넓게 형성되고 있다.
3.1.5 Case 5(H=70cm, h=15cm)
Case 5의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 4.95cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 Fig. 9(b)와 같이 다른 Case와 마찬가지로 지표면에서 크게 분포하고 심도에 따라 감소하는 경향을 나타낸다. Fig. 9(a)를 참고하여 앵커핀의 길이가 같은 Case 3과 비교하면 지반 변위가 작게 나타나는데, 앵커핀 인발에 저항력이 커져 플레이트 하부의 변형 범위가 줄어든 것으로 판단된다. 변위 양상은 원뿔 형태를 나타내며, 파괴 면의 폭과 영향범위가 Case 3과 유사하게 나타난다.
3.1.6 Case 6(H=70cm, h=5cm)
Case 6의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 6.29cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 Fig. 10(b)와 같이 지표면에서 크게 분포하고 심도에 따라 감소하는 경향을 나타낸다. 플레이트 하부 30cm 지점인 심도 100cm에서 급격하게 변위가 증가하는 현상이 Case 3과 유사하게 나타났다. 지표의 변위량 또한 Case 3과 비슷한 경향을 나타냈으며, 파괴 면 및 영향범위의 형상이 Case 3, Case 5와 유사하게 나타났다. 이를 통해 파괴 면의 형상이 앵커핀의 길이에 영향을 받는다는 것을 확인할 수 있다.
3.1.7 Case 7(H=70cm, h=10cm(v))
Case 7의 단면을 수치해석한 결과 지표면의 변위량은 6.22cm로 나타났으며, 심도별 변위 분포는 Fig. 11(b)와 같이 지표면에서 크게 분포하고 심도에 따라 감소하는 경향을 나타낸다. 플레이트 하부 30cm 지점인 심도 90cm에서 급격하게 변위가 증가하는 현상이 발생하였으며 전체적인 거동 특성, 파괴 면 및 영향범위의 형상이 Case 3과 유사하게 나타났다. 이는 V 형태의 플레이트가 인발 시 지반에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 판단된다.
3.1.8 수치해석 결과분석
Table 7과 Fig. 12는 현장시험을 통해 얻은 지반 변위량을 수치해석 결과와 비교한 값을 나타낸 표와 그래프이다. 모든 조건에서 수치해석과 현장시험의 결과가 유사하게 나타났으며 이를 통해 수치해석이 현장 조건을 비교적 정확히 모사한 것으로 판단된다.
Table 7.
Displacements by cases
앵커핀 길이가 100cm 이상인 Case 1과 2에서는 변위의 절대량이 작게 나타났지만, 두 값 간의 차이는 비교적 큰 비율로 확인되었다. 반면 앵커핀의 길이가 가장 짧은 Case 4에서는 변위의 절대량이 가장 크게 나타났으며 이는 앵커핀의 길이가 플레이트 앵커핀 인발 거동의 주요 요인으로 작용함을 보여준다. 앵커핀 길이가 70cm인 Case 3, 5, 6, 7에서의 현장시험 변위량은 Table 7을 참고하여 5.4cm~ 8.8cm 범위이며 수치해석 변위량은 5.0cm~9.5cm로 편차가 크지 않아 하천보강용 네트에 사용되는 플레이트의 앵커핀의 길이는 70cm가 가장 적합할 것으로 판단된다.
3.2 영향범위 결과
Table 8과 Fig. 13은 현장시험을 통해 얻은 영향범위를 수치해석 결과와 비교한 값을 나타낸 표와 그래프이다.
모든 Case에서 수치해석을 통해 도출된 영향범위가 현장시험으로 확인된 영향범위보다 넓게 나타나고 있다. 이때 수치해석 결과와 현장시험 결과 사이에 일부 편차가 존재하는 것은 수치해석이 균질한 지반 조건을 가정하여 진행됐지만 실제 현장의 경우 되메움 재료의 입도 분포나 다짐 상태 등의 다양한 변수로 인해 나타난 현상으로 판단된다.
Table 8.
Radius of influence by cases
Table 8을 참고하면 Case 1과 Case 2의 영향범위가 가장 작게 나타났으며, Case 4의 영향범위가 가장 크게 나타났다. 이는 지반의 수직 변위와 동일한 경향을 보이며 플레이트 상부 토사의 자중이 앵커핀 인발 시 지반 거동에 미치는 영향이 크다는 것을 확인할 수 있다. 반면 Case 4에서는 수치해석 결과의 영향범위가 1m 이상으로 확인되어 2.0m 간격으로 앵커핀을 배치할 때 일부 중첩 구간이 발생하게 되므로 최적 단면으로는 적합하지 않은 것으로 판단된다.
또한 Fig. 13에서 Case 1과 Case 2는 영향범위는 매우 좁게 나타나 앵커핀 하나가 파괴된다고 하더라도 주변 앵커핀에 영향을 미치지 않을 것으로 판단된다. 그러나 1m 이상의 길이는 현장에서 터파기 등 시공 측면에서 불리하게 작용하여 최적 형상으로는 적합하지 않다. Case 3, Case 5, Case 6, Case 7이 영향범위를 만족하므로 플레이트 앵커핀의 현장 적용을 위한 최적 길이는 70cm가 적절한 것으로 판단된다(Fig. 14).
3.3 한계소류력 분석 결과
Table 9는 현재 국토교통부에서 제시한 재료별 호안 구조물의 허용 소류력을, Fig. 15는 각 Case 별 한계 소류력 산정 결과를 나타낸다.
Table 9.
Permissible tractive force
본 연구에서 다루는 스톤네트는 자갈의 평균값인 0.251을 마찰계수 값으로 선정하였다. Case 4와 Case 6을 제외한 모든 Case에서 허용 소류력이 0.7845kN/m²이상으로 확인되어 소류력에 대한 안정성을 충족하는 것으로 나타났다. 그중 Case 3과 Case 7은 한계 소류력이 허용 소류력과 가장 근접한 값으로 확인되었다.
앵커핀 길이가 120cm(Case 1) 및 100cm(Case 2)일 때와 플레이트 폭 15cm(Case 5) 및 V형상으로 가공된 플레이트(Case 7)의 경우 허용 소류력을 충족하는 것으로 나타났으나, 앵커핀 길이가 70cm이고 플레이트 폭이 10cm인 경우에 비해 앵커핀 제작 비용과 굴착량이 상대적으로 많아 시공성 및 경제성 측면에서 불리하다고 판단된다. 또한 지반 변형에는 앵커핀 길이가 중요한 영향을 미치지만, 소류력에서는 앵커핀 길이와 플레이트 폭이 동시에 중요한 영향을 미치는 것으로 확인되어 영향범위와 한계 소류력을 고려한 결과, 앵커핀 길이 70cm, 플레이트 폭 10cm를 적용하고 중심간격 2m로 배치하는 것이 스톤네트용 앵커핀으로써 최적의 형상으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 하천제방 보강에 주로 사용되는 스톤네트용 플레이트 앵커핀을 대상으로 총 7개의 각 단면 형상에 대한 수치해석을 수행하고 이를 현장시험 시 지반 변위 및 영향범위와 비교 분석하여 스톤네트용 플레이트 앵커핀의 최적 형상을 제시하였다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
1.스톤네트용 플레이크 앵커핀의 최적 형상을 선정하기 위한 7종류의 앵커 인발시험에 대한 3차원 유한요소해석 결과, 앵커핀의 길이가 짧은 Case 4(50cm)에는 파괴면이 지표면까지 영향을 미치지만 길이가 상대적으로 긴 Case 1, 2(120cm, 100cm)에는 영향이 적고 현장시험에서 얻은 지반 변위 및 영향범위와 유사한 경향을 나타내어 앵커핀의 길이가 길수록 영향범위가 작기 때문에 지반에 영향을 최소화하려면 앵커핀의 길이는 길수록 유리하다고 판단된다.
2.유한 요소 해석을 통해 분석한 지반 거동 특성에 따르면 토피비()가 7 이하일 경우 앵커핀 주변에서 발생한 원뿔 형태의 변형이 지표면까지 확장되는 경향이 나타나므로 플레이트 앵커핀을 적용하는 경우에는 토피비()가 7 이하인 단면 형상을 선택하는 것이 적합할 것으로 판단된다.
3.스톤네트용 플레이트 앵커핀의 그룹 효과를 분석한 결과, Case 4에서 앵커핀 인발 시 영향범위가 105cm로 나타나 앵커핀의 길이가 너무 짧을 경우 앵커핀이 파손될 때 인근 앵커핀에 영향을 미치므로, 스톤네트용 플레이트 앵커핀의 길이는 최소 70cm 이상으로 설정하는 것이 적합하다고 판단된다.
4.플레이트 앵커핀의 최적 단면을 선정하기 위해 DuBoys 이론식을 적용하여 소류력 검토를 수행한 결과, Case 3과 Case 7이 영향범위를 만족할 뿐 아니라 한계 소류력이 허용 소류력과 가장 근접한 값을 가지는 것으로 나타났다. 그러나 플레이트를 V형상으로 가공한 Case 7의 경우 Case 3에 비해 앵커핀 제작 비용 및 굴착량이 상대적으로 많이 발생하므로 경제적 측면과 시공성을 고려하는 경우 스톤네트에 적용할 플레이트 앵커핀의 최적 형상은 앵커핀 길이 70cm, 플레이트 폭 10cm의 Case 3으로 판단된다.
추후 연구에서 다양한 지반 조건과 현장 시공 사례를 지속적으로 검토하여 하천 보강용 스톤네트 플레이트 앵커핀의 최적 심도와 영향범위를 예측할 수 있는 기법을 확립하는 것이 중요하며 이를 통해 관련 설계 기술을 향상하고 하천 방재 시설물의 성능 개선에 기여할 수 있을 것으로 기대된다.
