Design Evaluation of the Post-installed Anchor considering Effective Embedded Depth and Concrete Strength

1. 서 론

콘크리트용 후설치 앵커는 피부착 구조물에 작용하는 하중 을 모재인 콘크리트로 전달하는 구조재료로서, 비구조재를 구조부재에 부착하거나 노후건축물의 리모델링 계획 시 기존 구조체의 구조보강 목적으로 많이 활용되고 있다. 특히 최근 학교건축물의 내진보강공사에 기존 구조체와 보강 구조체의 접합을 위해 많이 사용되고 있다(Kim, 2020; Lee et al., 2019;

Jung et al., 2019). Fig. 1은 국내 학교건축물의 내진보강 공사 시 후설치 앵커를 이용하여 보강재를 기존 구조체에 접합하 는 과정을 보여주고 있다. 후설치 앵커에 대한 설계는 모재 콘 크리트의 압축강도, 지압면적, 후설치 앵커의 강재특성, 묻힘 깊이 등을 변수로 고려하여 적절한 앵커의 규격과 설치 갯수 를 시방과 함께 제시하고 있다. 하지만 실제 현장에서 후설치 앵커를 설치하는 과정에서는 설계안이나 시방에 표기된 사항 을 지키지 못하는 경우가 종종 발생하고 있으며 그 결과 Fig. 2

와 같은 사고사례가 발생하여 인명 및 재산피해를 발생시키 는 경우가 보고되고 있다.

현장에서 후설치 앵커를 시공할 때, 시공오류가 발생하는 경우의 대부분은 콘크리트 강도가 설계기준강도를 만족하지 못하는 경우와 앵커설치 시 묻힘깊이를 확보하지 못하는 경

Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 25, No. 3, June 2021, pp.13-20

https://doi.org/10.11112/jksmi.2021.25.3.13 pISSN 2234-6937

eISSN 2287-6979

유효 묻힘 깊이와 콘크리트 강도를 고려한 후설치 앵커의 설계식 평가

허무원¹, 채경훈², 원재식³, 박태원^4*

Design Evaluation of the Post-installed Anchor considering Effective Embedded Depth and Concrete Strength

Moo-Won Hur¹, Kyoung-Hun Chae², Jae-Sik Won³, Tae-Won Park^4*

Abstract: Post-installed anchor is a structural material that connects structural and non-structural members to existing concrete members. However, there are cases where rebar interception and construction error occur at the site. In that case, measures are needed to prevent performance degradation of the rear-installation anchors. In this study, in order to evaluate the performance of torsional control expandable post-installed anchors for compressive strength and effective depth of the reference concrete was tested. The results of the most commonly used tests of M10 and M20 showed that had variable coefficients within 15%, satisfying the reliability presented in KCI(2017). It was also confirmed that the depth of the buried and the strength of concrete affect the strength of the pavement. Based on the results of the existing similar studies and the results of this study, the design equation of the post-installed anchor was proposed and the results were compared with the existing design.

Keywords: Post-installed anchor, Embedded depth, Coefficient of variation, Correlation number, Design equation

1정회원, 단국대학교 건축학부 연구교수, 공학박사

2정회원, 단국대학교 건축학부, 박사과정

3정회원, 단국대학교 건축학부, 석사과정

4정회원, 단국대학교 건축학부 교수, 공학박사

*Corresponding author: [email protected]

Dept. of Architectural Engineering,Dankook University, Gyeonggi-do, 16890, Korea

∙본 논문에 대한 토의를 2021년 7월 31일까지 학회로 보내주시면 2021년 8월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.

Copyright Ⓒ 2021 by The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0)which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium,

Fig. 1 Seismic Retrofit of School Buildings

Fig. 2 Collapse accident due to an error in anchor design

우이다. 이 중 묻힘 깊이의 오류가 발생하는 경우는 앵커 설치 를 위해 콘크리트모재를 천공할 때, 내부 철근 간섭에 의하여 적정한 묻힘 깊이를 확보하지 못하는 경우가 가장 많으며, 앵 커의 슬리브 정착오류로 인하여 묻힘 깊이를 확보하지 못한 채 시공하는 경우도 있다. 실제 묻힘 깊이가 확보되지 못하였 더라도 앵커의 특성상 콘크리트에 묻혀, 감리자 또는 감독자 가 이를 확인하지 못하고 설치되는 경우가 발생하는 경우가 있으며, 오 시공된 후설치 앵커에 과 하중이나 충격 하중이 작 용하는 경우 일정시간이 지난 후에는 사고로 이어지는 경우 가 발생하게 된다. 따라서 묻힘 깊이를 확보하지 못한 앵커의 특성을 파악하여 설계자에게 적절한 데이터를 제공해야 할 필요성이 제기되고 있다.

본 연구에서는 비틀림 제어 확장형 후설치 앵커를 대상으로 설계자가 제시한 묻힘 깊이를 확보하지 못한 경우, 강도저하 의 정도를 판단하고 이를 설계식에 반영하기 위한 연구를 수행 하였다. 또한 앵커의 성능에 콘크리트 강도의 영향력을 검토하 기 위한 시험도 동시에 수행하고 그 결과를 비교분석하였다.

이러한 결과를 기존연구(Hur et al., 2019)의 데이터와 통합하 여 후설치 앵커의 묻힘 깊이, 앵커의 직경 및 콘크리트 강도에 따른 앵커 강도 설계식의 적합성을 평가하고자 한다.

2. 앵커의 이론적 고찰

콘크리트용 앵커에 인발하중이 가해 질 경우, 발생하는 파 괴모드는 강재 파괴, 뽑힘 파괴, 콘크리트 콘 파괴 등의 3가지 유형이 있다. 이 중, 강재파괴는 앵커재료의 항복에 의해 발생 하며 뽑힘 파괴는 콘크리트에 천공하는 홀의 크기에 영향을 받는 인자로 시공 상 품질관리가 중요한 요소이다. 이에 반하 여 콘크리트 콘 파괴의 경우 앵커의 성능을 모두 이용하는 것 으로 콘크리트 콘 파괴강도에 의하여 설계가 수행된다. ACI 설계기준 355.2(2011)에는 단독으로 설치된 후설치 앵커의 콘크리트 콘 파괴를 산정하는 식은 콘크리트 압축강도와 묻 힘 깊이에 의해 결정되며, 다음에 표시된 식 (1) 및 (2)에 의해 산정된다.

 



 (1)

 _^ (2) 여기서, Ψed,N : 연단거리에 의한 수정 계수

Ψc,N : 모재콘크리트 균열에 의한 수정 계수 Ψcp,N : 모재콘크리트 갈라짐에 대한 수정 계수 ANc : 모재콘크리트의 투영면적

ANco : 앵커 파괴면의 투영면적(연단거리 1.5hef 이상)

Nb : 모재 콘크리트 강도

kc : 인장에 의한 기본 콘크리트 파괴강도 계수 fck : 콘크리트 설계기준 압축강도

hef : 앵커의 유효 묻힘 깊이

3. 후설치 앵커의 인발 및 전단 성능시험

3.1 앵커 성능 시험 계획 및 시험 방법

후설치 앵커 중 확장형 앵커는 웨지 혹은 슬리브가 콘크리 트로 확장하여 마찰력 및 걸림력이 작용하는 앵커로 슬리브 와 헤드에 의해 앵커의 성능이 결정된다. 또한, 앵커의 인장강 도가 충분하지 못할 경우 콘크리트보다 먼저 파괴될 수 있으 므로 강재강도 역시 앵커의 성능에 영향을 주는 요인이다. 본 연구에서는 이 확장형 앵커를 시험 대상으로 선정하고 성능 을 검증하기 위해 유효 묻힘 깊이와 콘크리트 강도를 변수로 하여 성능 시험을 계획하였다. 또한, ACI 318(2019)에 따르면 일반강도 콘크리트는 17∼28 MPa, 고강도 콘크리트는 45∼

59 MPa로 범위를 제한하고 있고 55 MPa을 초과할 경우 추가 적인 시험이 필요하다고 명시되어 있다. 따라서 본 연구에서 는 일반강도 콘크리트 24 MPa로 계획하였고, 28일 후 KS F 2405(압축강도 실험방법)에 의한 콘크리트 압축강도 시험결 과 6개 공시체 평균값은 28.0 MPa로 나타났다. 또한, 고강도 콘크리트 48 MPa로 계획하였고, 28일 후 콘크리트 압축강도 시험결과 6개 공시체 평균값은 50.50 MPa로 나타났다.

앵커의 성능 시험을 위하여 1,800×1,800×250 ㎜(b×d×h)의 콘크리트 큐빅을 제작하였다. 콘크리트 큐빅 시험체는 균열 이 발생하지 않은 콘크리트이며, 앵커의 영향만을 고려하기 위하여 배근은 수행하지 않았다. 시험체는 Fig 3과 같이 ① 거 푸집 조립, ② 레미콘에 의한 콘크리트 타설, ③ 천공 및 묻힘

① ② ③

④ ⑤ ⑥ Fig. 3 Manufacturing of specimens

깊이 측정, ④ 천공 홀 세척 및 확인, ⑤ 앵커 설치 순으로 제작 하였다.

앵커 성능을 검증하기 위한 시험은 모재에 부착된 앵커와 가력기기를 연결하기 위한 철물을 조립하고 시험대상 앵커가 가력용 철물의 중심에 오도록 설치한다(Fig. 4 참조). 이후 시 험용 철물은 500 kN 용량의 로드 셀에 결합시켜 하중을 측정 할 수 있도록 조립하고, 실제 인발력은 300 kN 용량의 유압식 가력기를 설치하고 M24 전산볼트를 결합시켜 가력을 수행하 였다. 앵커 설치시 유효한 토크 값을 유지시키기 위하여 제조 사에서 제시한대로 30 N·m(M10) 및 200 N·m(M20)의 토크를 초기에 가하고 10분 후, 토크를 완전히 제거했다가 초기 토크 값의 50%를 가력 하여 시험을 수행하였다.

3.2 묻힘 깊이에 따른 앵커성능시험

M10과 M20 후설치 앵커의 유효 묻힘 깊이 및 콘크리트 강 도에 따른 인장하중의 데이터를 얻기 위해 Table 1과 같이 시 험 군을 선정하여 시험을 수행하였다.

시험체 명은 콘크리트 강도-직경-유효 묻힘 깊이로 명명하 였다. 기준시험의 경우 규정에 의해 시험 군당 최소 5개 이상 의 앵커 시험체가 필요한데, 다수의 샘플로 정밀한 시험을 하 기 위해 각 시험군마다 10개의 앵커 시험체를 제작하여 총 60 개의 앵커 시험 군에 대해 시험을 수행하였다. Fig. 5는 앵커 시험 군 배치를 그림으로 나타낸 것이다.

4. 시험 결과

M10 및 M20에 대하여 콘크리트 강도 및 묻힘 깊이를 변수 로 시험을 수행한 결과, 콘크리트 강도와 상관없이 대부분의 앵커 시험 군에서는 콘크리트 콘(Cone) 파괴가 지배적으로 발 생하였고 M10의 일반강도 콘크리트 시험 군에서 앵커의 뽑 힘 파괴가 일부 발생하였다(Fig. 6 참조).

Table 2와 Table 3은 M10과 M20의 앵커 시험결과를 나타 내었다. M10 일반강도 시험결과 표준편차는 3.3로 나타났고, 변동계수는 13.5%로 나타났다. 또한, 고강도 콘크리트 시험 결과 표준편차는 4.5로 나타났고, 변동계수는 14.4%로 나타 났다. 일반강도 및 고강도 모두 변동계수 값이 허용기준을 만 족하지만, 변동계수 값이 크게 나타나는 것을 알 수 있었다.

이러한 사유는 앵커 강재의 항복강도를 증가와 슬리브의 걸 림력 및 마찰력의 증가로 때문인 것으로 사료된다.

M20 앵커의 경우 콘크리트구조기준에 제시된 유효 묻힘 깊이는 100 ㎜이며, 짧은 묻힘 깊이 성능검토를 위해 묻힘 깊 이 80 ㎜에 대한 시험을 수행하였다. 일반강도 콘크리트 시험 결과 유효 묻힘 깊이가 100 ㎜인 경우 표준편차는 4.9로 나타 났고, 변동계수는 6.2%로 나타났다. 묻힘 깊이 80㎜인 경우에 는 앵커의 묻힘 깊이가 짧아져 각각의 시험체의 최대하중 편 차가 커지는 결과가 나타났다.

Concrete strength Diameter (㎜) Effective embedded depth (㎜) Normal strength

concrete

10 50

20 80, 100

High strength concrete

10 50

20 80, 100

Table 1 Test variable

Fig. 4 Anchor test set-up(pull-out)

Fig. 5 Anchor installation plan (unit: ㎜)

(a) Normal strength concrete (b) High strength concrete Fig. 6 Test result(M10)

또한, 고강도 콘크리트 시험결과 유효 묻힘 깊이가 100 ㎜ 인 경우 표준편차는 2.9로 나타났고, 변동계수는 3.7%로 나타

났다. 짧은 묻힘 깊이인 묻힘 깊이 80 ㎜인 경우에도 표준편차 는 4.3으로 나타났고, 변동계수는 8.5%로 나타났다. 두 묻힘 깊이 모두 기준에서 제시하는 변동계수 15%는 만족하는 것으 로 나타났다.

Fig. 7은 기존연구결과(Hur et al., 2019)와 본 연구결과의 콘크리트 강도와 유효 묻힘 깊이에 따른 앵커의 인발강도를 비교한 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 콘크리트 강도에 따 른 앵커 인발강도는 평균 약 10% 정도 증가하는 것을 알 수 있 다. 콘크리트구조기준(KBC 2016)에 제시된 유효 묻힘 깊이 의 경우 콘크리트 강도 증가에 따라 앵커의 인발강도도 증가 하였지만, 짧은 묻힘 깊이의 경우 인발강도가 낮거나 미미한 것으로 나타났다.

Fig. 7 Test result according to embedded depth NO.

N¹⁾-50 H²⁾-50

Load(kN) Failure

mode³⁾ Load

(kN) Failure mode³⁾

1 20.8 PF 31.6 CF

2 22.5 CF 28.1 CF

3 23.3 CF 26.4 CF

4 25.2 CF 26.4 CF

5 21.6 CF 42.5 CF

6 27.8 CF 32.9 CF

7 26.7 CF 32.7 CF

8 31.1 CF 32.6 CF

9 21.8 PF 27.9 CF

10 21.0 CF 31.5 CF

Average 24.2 　 31.3 　

Standard

Deviation 3.4 4.7

Coefficient

of variation 14.2% 15.0%

1) N : Normal strength concrete, 2) H : High strength concrete,

3) CF : Concrete cone failure, PF : Pullout failure Table 2 M10 anchor test result

NO.

N¹⁾-80 N¹⁾-100 H²⁾-80 H²⁾-100

Load(kN) Displ.

(㎜) Failure

mode³⁾ Load

(kN) Displ.

(㎜) Failure

mode³⁾ Load

(kN) Displ.

(㎜) Failure

mode³⁾ Load

(kN) Displ.

(㎜) Failure mode³⁾

1 42.1 11.2 CF 73.9 10.2 CF 48.1 18.2 CF 74.8 11.4 CF

2 46.4 5.0 CF 72.6 12.1 CF 54.7 22.6 CF 76.3 13.4 CF

3 44.2 5.9 CF 85.5 13.9 CF 50.5 15.2 CF 80.4 15.4 CF

4 51.1 4.5 CF 83.5 13.6 CF 60.3 24.2 CF 79.4 15.1 CF

5 39.3 3.3 CF 77.4 11.3 CF 44.9 25.9 CF 78.3 12.5 CF

6 42.4 4.7 CF 78.5 12.0 CF 50.0 14 CF 82.4 13.3 CF

7 42.6 9.7 CF 74.9 13.5 CF 48.7 15 CF 75.8 15.0 CF

8 43.9 6.3 CF 81.6 12.7 CF 51.8 10.7 CF 77.6 14.1 CF

9 46.4 8.0 CF 73.9 14.7 CF 53.0 12.9 CF 74.8 16.3 CF

10 40.6 4.4 CF 85.0 30.6 CF 47.9 24.6 CF 82.4 33.9 CF

Average 43.9 6.3 CF 78.7 14.5 CF 51.0 18.3 CF 78.2 16.0 CF

Standard

Deviation 3.4 4.9 4.3 2.9

Coefficient

of variation 7.7% 6.2% 8.4% 3.7%

1) N : Normal strength concrete, 2) H : High strength concrete 3) CF : Concrete cone failure, PF : Pullout failure Table 3 M20 anchor test result

5. 극한인발하중 설계식 검토 및 제안

ETAG(1997; 2007)와 ACI에 따르면 인장하중에 따른 후설치 단일 앵커의 파괴모드별 설계기준은 다수의 시험을 수행하여 얻 은 파괴강도에 의한 경험적 산정식으로 확립되었으며 본 연구에 서 지배적인 파괴모드로 나타났던 콘크리트 콘 파괴 강도 역시 ANCHORING TO CONCRETE : The New ACI APPROACH (John E. Breen et al., 2001)에서는 다수의 시험을 통해 유효 묻 힘 깊이(hef1.5)와 콘크리트 강도(fck0.5)의 영향을 받는 것으로 보 고되고 있다. 본 연구에서는 ETAG의 설계식을 기준으로 하여 본 연구의 실험결과와 설계식을 비교 분석하고자 한다.

5.1 ETAG

5.1.1 기존식과 시험값 비교

ETAG의 비균열 콘크리트에서 연단거리 및 앵커의 간격에 영향을 받지 않는 콘크리트의 파괴강도는 식 (3)에 정리하였 으며 ETAG 제안식과 실제 시험 값의 차이를 비교하여 Fig. 8 에 나타내었다.

Fig. 8에서 알 수 있듯이 ETAG의 설계값과 시험 값의 상관 계수는 0.908로 시험 결과에 의한 값이 ETAG에서 제안하는 식을 일부 만족시키는 것으로 나타났다. 그러나 두 값의 변동 계수는 0.189로 상대적으로 크게 나타났다. 이는 ETAG의 설 계 식은 유효 묻힘 깊이에 대해서만 고려하므로 앵커의 직경 이 변하여도 동일한 묻힘 깊이라면 극한인장 하중이 동일하 게 계산하고 있다. 이는 본 시험 결과와도 부합하지 않으므로 설계식에 직경을 고려되어야 할 필요성이 있다고 판단된다.

5.2 수정식 제안 5.2.1 수정식 Ⅰ

수정식 Ⅰ은 동일한 유효 묻힘 깊이라도 다양한 앵커의 직

경이 존재하므로 앵커의 직경/유효 묻힘 깊이에 초점을 맞추 어, 이 비를 D에 포함하여 기존 식을 식 (4)과 같이 수정하고자 한다. 설계식의 구성은 기존식과 동일한 구성이지만, 콘크리 트 강도와 묻힘 깊이의 지수항의 차수를 조정한 형태이다.

′   ×^× 

× log^_ (4)

Fig. 9은 식 (4)와 시험을 통해 얻은 극한인장 하중의 상관관 계를 나타낸 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 상관계수가 0.97로 나타나 기존식보다 상관관계가 매우 높아짐을 알 수 있었다. 또한, 식 (4)와 시험 값의 비에 대한 변동계수 또한 0.131로 기존의 0.189보다 줄어들어 식 (4)가 실제 시험 값을 정확하게 반영하고 있는 것으로 나타났다.

5.2.2 수정식 Ⅱ

수정식 Ⅰ은 앵커의 유효 묻힘 깊이와 앵커의 직경이 극한 인장하중에 어느 정도 영향을 미치는지 반영하지 못하여 유 효 뭍힘 깊이와 앵커의 직경이 반영된 수정식 Ⅱ를 식 (5)과 같 이 수정하였다.

_^′′   ×^× _^× ^ (5)

여기서 N''Ru,c : 수정식Ⅱ의 극한인장하중

fcc : 200㎜의 입방형 공시체 콘크리트 압축강도 fck : D10×20 공시체 콘크리트 압축강도 d : 앵커의 직경, hef : 유효 묻힘 깊이 기존 식 (3)은 앵커의 직경을 반영하지 않기 때문에 극한인 장하중이 유효 묻힘 깊이의 1.5제곱과 비례하는데 본 연구의

Fig. 8 Comparison of design equation and test values Fig. 9 Comparison of design equationⅠand test values

시험결과, 앵커의 직경이 증가함에 따라 극한인장하중도 증가 하므로 유효 묻힘 깊이의 영향은 선형에 가까운 관계로 나타났 다. 이는 기존 식 (3)의 경우 앵커의 직경을 반영하지 않기 때문 에 유효 묻힘 깊이가 극한인장하중에 미치는 영향에 대해 과다 하게 반영하고 있음을 알 수 있었다. Fig. 10은 식 (5)와 시험을 통해 얻은 극한인장하중 상관관계를 나타낸 그림이다.

그림에서 알 수 있듯이 상관계수가 0.972로 나타나 기존 식 (3) 보다 상관관계가 높아졌으며, 동시에 변동계수 또한 0.104 로 기존의 0.189보다 줄어들어 식 (5)가 기존 식 (3) 및 식 (4) 보다 실제 시험값을 더욱더 정확하게 반영하고 있는 것을 알 수 있었다. 하지만, 식 (5)의 경우는 앵커의 직경과 유효 묻힘 깊이는 반영되어 있지만, 콘크리트 파괴면적에 대한 영향이 고려되어 있지 않다.

5.2.3 수정식 Ⅲ

앵커에 작용하는 인장력에 저항하는 콘크리트의 응력은 콘크 리트의 파괴면적에 작용하는 수직응력과 같다. 이에 CCD(ACI 349.2R-07(14), 2014)에서는 콘크리트 파괴면적을 한 변의 길 이가 3hef인 정사각형으로 산정하여 9hef2가 받는 수직응력으 로 콘크리트 파괴강도를 예상하였지만, 다수의 시험결과를 통 해 파괴면적 산정 시 발생하는 hef2는 hef가 증가할수록 앵커의 성능을 과대평가하는 것으로 나타났다. 본 연구의 시험결과 콘 크리트 파괴강도가 Fig. 11와 같이 hef1.3의 형태로 나타났다.

또한, CCD에서는 콘크리트 파괴면적에 직경을 포함하지 않고 한 변의 길이를 3hef로 산정하였지만 실제 콘크리트 파괴 면적은 3hef+d이다. 파괴면적과 유효 묻힘 깊이를 반영한 수 정식 Ⅲ을 식 (6)과 같이 수정하였다.

_^′″   ×^× _^ (6)

Fig. 12은 식 (6)과 시험 값을 비교한 그림으로 직경이 증가 할수록 식 (6)이 시험 값에 비해 작아지는 경향이 나타났다. 이 는 앵커의 직경 증가를 정확하게 반영하지 못하는 것으로 판 단되었다. 식 (6)와 시험을 통해 얻은 극한인장하중의 상관계 수는 0.919로 나타나 기존 식 (3) 보다 상관관계가 미세하게 높아졌지만 변동계수 값이 0.166로 크게 나타났다.

5.2.4 수정식 Ⅳ

수정식 Ⅲ은 직경의 증가를 정확게 반영하지 못하여 유효 묻힘깊이의 지수를 그대로 유지하고 직경의 지수를 증가시켜 아래와 같은 수정식 Ⅳ로 수정하였다. 수정된 식 (7)은 수정식

Ⅲ의 파괴면적 인 (3hef+d)^1.3을 ((3hef)0.65+d)²로 수정하였다.

_^′″′   ×^× _^^ (7) Fig. 10 Comparison of design equationⅡ and test values

Fig. 11 Relationship between tensile load and embedded depth Fig. 12 Comparison of design equation Ⅲ and test values

Fig. 13는 수정식 Ⅳ와 본 연구의 시험결과를 비교한 그림 이다. 그림에서 알 수 있듯이 식 (7)과 시험을 통해 얻은 극한 인장하중의 상관계수는 0.962로 나타나 기존 식 보다 상관관 계가 높아졌으며 식 (7)과 시험 값의 비에 대한 변동계수는 0.114로 기존의 0.189 보다 줄어 식 (7)이 시험 값을 정확하게 반영하는 것으로 나타났다.

또한, 수정식 Ⅳ는 유효 묻힘 깊이, 직경의 변화 및 콘크리 트 파괴면적을 모두 다 반영하고 있는 수정식이다. Table 4는 기존 식과 수정식의 상관관계와 변동계수를 정리한 표이다.

6. 결 론

본 연구에서는 국내에서 개발한 비틀림 제어 확장형 후설 치 앵커를 대상으로 콘크리트 강도와 유효묻힘 깊이에 따른 단일앵커의 인장시험을 수행하였다. 또한, 기존연구와 본 연 구의 시험 결과를 바탕으로 수정된 산정식을 제안하고자 한 다. 이로부터 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) M10와 M20의 인장강도 시험결과, 파괴 형태는 대부분 콘크리트 콘 파괴가 지배적으로 발생하였다. 또한, 콘크 리트구조기준에서 제시하고 있는 유효 묻힘 깊이를 적 용한 결과, M10은 콘크리트 강도에 따라 변동계수가

13.5% 및 14.4%로 나타났다. 또한, M20은 콘크리트 강 도에 따라 변동계수가 6.2%와 3.7%로 나타나 기준에서 제시하고 있는 변동계수 제한치를 모두 만족하는 것으 로 나타났다.

(2) 짧은 묻힘 깊이를 검토하기 위한 시험 결과, M20은 변 동계수 제한치를 만족하는 것으로 나타났다. 하지만, 유효 묻힘 깊이가 짧아져 각각의 시험체의 최대하중 편 차가 큰 것으로 나타났다. 이러한 결과로 볼 때 유효 묻 힘 깊이의 확보가 인장강도와 변동계수에 미치는 영향 이 더 큰 것으로 판단된다.

(3) ETAG에서 제시한 강도계산 식의 경우, 콘크리트파괴 극한인장 하중은 모두 직경을 고려하지 않고 유효 묻힘 깊이와 콘크리트 압축강도에 의해 결정된다. 이에 본 연 구에서는 기존 식에서 유효 묻힘 깊이, 직경의 변화 및 콘크리트 파괴면적을 모두 다 반영한 수정식 Ⅳ를 제안 하였다. 제안한 수정식 Ⅳ을 ETAG의 식과 비교한 결과 상관계수는 0.908에서 0.962로 변동계수는 18.9%에서 11.4%로 실제 시험 값을 더 정확하게 반영하고 있는 것 으로 나타났다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부 국토교통기술촉진연구사업(과제번 호: N20CTAP-C157477-01)에 의한 연구 결과이며 이에 감사 드립니다.

References

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6. ACI Committee 318. (2019), Building Code Requirements For Fig. 13 Comparison of design equation Ⅳ and test values

Load (kN) Correlation

number Coefficient of variation (%)

ETAG 0.908 18.9

Modified equation Ⅰ 0.972 13.1

Modified equation Ⅱ 0.972 10.4

Modified equation Ⅲ 0.919 16.6

Modified equation Ⅳ 0.962 11.4

Table 4 Comparison of design equations

Structural Concrete and Commentary.

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Received : 12/08/2020 Revised : 12/28/2020 Accepted : 01/18/2021

요 지 : 후설치 앵커는 기존 콘크리트 부재에 구조 및 비구조 부재를 접합시키는 구조재료로 그 사용빈도가 점점 증가하고 있다. 하지만, 실

제 현장에서 내부 철근 및 시공오류로 성능저하가 일어나는 경우가 종종 발생하고 있어 그 성능평가 과정이 필요하다. 본 연구에서는 비틀림 제 어 확장형 후설치 앵커 성능을 평가하기 위하여 모재 콘크리트 압축강도와 유효 묻힘깊이를 변수로 한 단일앵커 인발시험을 수행하였다. 실무 에서 가장 많이 쓰이는 M10과 M20의 인발강도 시험을 수행한 결과, M10 및 M20앵커 모두 변동계수 15% 이내 값을 가지고 있어 KCI 2012에 서 제시하는 신뢰도를 모두 만족하는 것으로 나타났다. 또한, 묻힘깊이 및 콘크리트 강도가 인발강도에 영향을 미치는 것을 확인하였다. 영향 계수를 확인하기 위하여 기존 유사연의 결과 및 본 연구 결과를 바탕으로 후설치앵커의 설계식을 수정 제안하여 그 결과를 비교하였다.

핵심용어 : 후설치 앵커, 묻힘 깊이, 변동계수, 상관계수, 설계식