1. 서 론

콘크리트 앵커는 구조체와 다른 구조 및 비구조재를 연결하는 주요한 긴결 요소로써, 내진 성능에 대한 검증이 필히 요구되는 비구조재이다(Eligehausen et al. 2006). 특히, 건축물의 보수･보강 및 리모델링 시 중량물 및 비구조재를 구조체에 부착시키거나 고정하는 데 있어 시공의 편리함으로 후설치 앵커의 사용량이 점점 증가하고 있다(Mahrenboltz et al. 2016; Mahrenboltz et al. 2017). 또한, 최근 엄격해진 내진 설계 요구 사항에 대응하기 위해 구조 성능 및 시공성을 향상한 다양한 앵커가 개발되고 있는 추세이다(Kim et al. 2016). 국내의 경우 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)에서 콘크리트 앵커편이 부록에서 본문으로 개편되면서 앵커 설계 규정을 정비하고 자체 기술력 확보를 도모하였다. 더욱이 최근 건설현장에서는 적절한 실험법에 의해 목표 내진 성능이 확보된 앵커를 사용하도록 요구하고 있다.

콘크리트 후설치 앵커는 외부 마감재가 설치되는 경우 구조체와 가깝게 설치되는 경우가 있고, 단열재 및 외부 마감재 등을 고려하여 벽체로부터 이격 설치되는 경우가 있다(Fig. 1). 특히, 외부 마감재가 구조체로부터 이격 설치되는 경우, 강재 브래킷의 설치를 위해 단열재를 제거하고 우레탄 폼 등으로 재충진하여야 한다. 하지만 이 과정에서 시공 품질 저하로 인해 단열 성능뿐 아니라 구조 성능을 보장하기 어려운 경우가 상당하다. 이 연구에서는 이러한 단점이 보완된 후설치 확장형 앵커를 개발하였으며, 이에 대한 구조 성능을 검증하고자 한다.

이 연구에서 개발된 후설치 앵커는 단열재를 제거하지 않고, 원통형 실린더로 관통시킨 후 앵커 볼트 삽입 및 슬리브를 충격하중을 가하여 설치한 다음 고정 너트(fixing nut)로 앵커 볼트와 실린더를 체결하여 시공한다. 따라서 추가적인 강재 브래킷이 필요하지 않고 단열재의 훼손도 유발하지 않는다(Fig. 1(b)). 그뿐만 아니라 단열재 제거 및 재충진 공정이 불필요해지는 등 시공성이 향상되었다. 그리하여, 이러한 형태의 앵커에 대한 연구가 필요하다.

따라서 이 연구에서는 개발된 앵커의 구조 성능 검증을 위한 기초 연구로, 비균열･무근 콘크리트에 이격 설치된 단일 앵커의 반복 전단 및 인장 실험을 수행하였다. 실험 변수는 콘크리트 베이스로부터 하중 재하점의 이격 거리로 설정하였다. 또한 최종 파괴 모드에 기반하여 개발된 후설치 확장형 앵커의 수정 강도식을 제안하고자 한다.

2. 앵커 시험 기준

후설치 앵커에 관한 대표적인 시험 기준들을 살펴보면, 균열의 유무, 콘크리트 강도, 앵커 타입, 앵커 묻힘 깊이, 연단 거리, 하중 조건, 안전성 평가 기준 등에 따라 다양한 성능검증방법을 명시하고 있다. 특히, 앵커의 사용성능(serviceability) 평가를 위한 모의지진 실험 방법은 하중제어방식(force- controlled)과 변위제어방식(displacement-controlled: FEMA-461 (FEMA 2007))으로 분류할 수 있다. 하중제어방식의 경우 재하 방식에 따라 다음과 같이 구분된다: 1) 지속하중방식(Constant: DIBt(DIBt 1998)); 2) 하중증가방식(Stepwise increasing: SEAOSC(SEAOSC 1997); ETAG 001 Annex E C1 protocol(EOTA 2013)); 3) 하중감소방식(Stepwise decreasing: ACI 355.2(ACI 2007); ACI 355.4(ACI 2011); ETAG 001 Annex E C2 protocol(EOTA 2013)). 이 중 미국(ACI 355.2; ACI 355.4)과 유럽(ETAG 001)의 기준들은 국내를 포함하여 국제적으로 많은 나라에서 기준의 근간이 되고 있다. ACI에서 발간된 성능검증 매뉴얼에서는 후설치 앵커를 기계식 앵커(ACI 355.2 2007)와 부착식 앵커(ACI 355.4 2011)로 분류하여 사용성능 검증을 위한 모의지진 실험 방법을 제시하고 있다. 상기 기준들은 유럽의 ETAG 001 Annex E(EOTA 2013)의 C1 프로토콜과 매우 유사하며 하중감소방식의 프로토콜을 채택한 반면, 최근 개정된 ETAG 001 Annex E(EOTA 2013)의 C2 프로토콜은 하중증가방식의 프로토콜을 채택하여, 극한한계상태에서의 강도와 변형 능력을 고려한 내진성능검증을 위한 가이드라인을 제공하였다(Fig. 2).

Silva(2001)와 Hoehler and Eligehausen(2008)은 앞서 기술한 세 가지 하중제어방식으로 후설치 앵커의 성능을 평가하였으며, 실험 결과, 전 하중 구간의 강성 추정이 가능한 하중증가제어방식을 사용할 것을 권장하였다. 뿐만 아니라, Mahrenholtz et al.(2016)은 낮은 하중 구간의 피로 강도의 감지 능력, 지진에 의한 비선형 거동의 반영 및 정적-동적 거동의 상호 연계성 등을 고려하여 하중증가방식이 FEMA-461 (FEMA 2007)의 변위제어방식보다 비교우위에 있는 실험법이라고 강조하였다. 이러한 연구를 바탕으로 제안된 ETAG 001 Annex E(EOTA 2013)의 C2 프로토콜은 최근 EOTA의 기술 문서인 EOTA TR 049(EOTA 2016b)에 정식으로 채택되었으며, 유럽의 기계식 후설치 앵커에 대한 성능평가 매뉴얼인 EAD 330232-00-0601(EOTA 2016a)에서는 앵커의 내진성능검증을 위해 EOTA TR 049(EOTA 2016b)를 따르도록 명시하고 있다.

한편, 국내의 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)의 경우 앵커의 사용성능검증 방법은 ACI(ACI 355 2007; 2011) 및 ETAG 001 Annex E(EOTA 2013)에 근간을 두고 있다.

3. 실험 계획

4. 실험 결과 및 분석

Table 3은 반복 가력 실험을 통해 구한 실험 결과를 정리하여 나타낸다. 변수별로 전단 실험은 3개의 실험체, 인장 실험은 콘크리트 파괴 면적이 넓어 2개의 실험체로 실험을 수행하였으며, 개개의 실험체 강도값과 평균값을 함께 나타내었다. Fig. 6은 실험 결과 관측된 최종 파괴 모드를 나타낸다. 모든 전단 실험체는 실린더의 국부 좌굴(local buckling of cylinder)로, 모든 인장 실험체는 콘크리트 파열파괴(concrete breakout under tension)로 일관된 파괴 모드를 보였다. 다만, 일부 인장 실험체에 대해 앵커의 확장 슬리브가 콘크리트와의 부착면으로부터 점진적으로 미끄러지면서(pull-out) 상대적으로 낮은 유효 깊이에서 인장 성능이 결정되었다.

5. 앵커 수정 전단 강도식

Fig. 11은 앵커의 전단 하중 하에서 국부 좌굴 강도 산정을 위한 간략화된 자유물체도를 나타낸다. 앵커 상부에 전단력 $V$가 작용하면 이에 대한 반력으로 앵커 볼트에 동일한 크기의 전단력이 작용하고, 유발 휨모멘트에 대한 저항 모멘트로 실린더에는 압축력 $C$가, 앵커 볼트에는 인장력 $T$가 모멘트 팔길이 $x_{c}$를 가지며 작용한다. 실린더는 콘크리트 벽체와 기계적으로 접합 처리되지 않았으므로 인장력이 작용하지 않고 부분 압축력만 작용한다. 상기 논리를 평형조건에 의해 정식화하면 식(3)과 같다.

탄성 한계 상태인 좌굴의 특성을 고려하여 앵커 단면에서의 변형률 분포와 응력 분포는 모두 선형 분포를 가정하였다. 위 가정을 통해 앵커 단면에서의 중립축의 위치 $x_{N}$을 평형조건식 (4)를 통해 구할 수 있다.

여기서, $x_{N}$은 앵커볼트 중심으로부터 중립축까지의 거리, $\theta_{N}$은 압축대 영역의 호의 반각, $\phi_{e}$는 단면 곡률이다.

좌표계 변환을 통해 $x=r_{cyl}\cos\theta$이므로, 식(4)는 다음 식(5)과 같이 전개되며, 앵커 볼트 중심으로부터 중립축까지의 거리 $x_{N}$은 식(6)으로 구할 수 있다.

구조 시스템의 탄성 좌굴 강도는 해당 구조물의 단면 형상에 의해 크게 좌우된다. Fig. 12와 같이 부분 압축력이 재하된 실린더 부재 단면의 중심축 $0-0$에 대한 단면 2차 모멘트 $I_{0-0}$는 식(7)로 계산할 수 있다(El Naschie et al. 1990).

부분 압축력이 재하된 실린더의 단면 2차 모멘트 $I_{cyl}$는 무게중심축 $x-x$를 회전축으로 하므로 Steiner’s theorem에 따라 $I_{cyl}$은 식(8)과 같이 나타낼 수 있다.

Kármán and Tsien(1941)은 실린더의 좌굴 모드 형상을 정현파 형상의 모드로 가정하여 실린더의 좌굴 강도를 산정하였다. 상기 가정으로부터, 전단면 축대칭 압축력이 재하된 실린더 부재의 축대칭 모드에 상응하는 최소 평균 압축 응력 $\sigma$ 및 실린더 전 단면에 대한 탄성 임계 좌굴 하중 $P_{cr}^{*}$은 각각 식(9), (10)과 같이 주어진다.

여기서, $\nu$는 실린더의 푸아송비로 이 연구에서는 재료 특성을 고려하여 0.3으로 가정하였다. 식(10)은 실린더 전단면에 균일한 압축력이 재하되는 경우의 탄성 임계 좌굴 하중이며, 부분 압축력이 재하된 경우의 국부 좌굴 하중 $P_{cr}$은 $I_{cyl}$와 실린더 전단면의 단면 2차 모멘트 $I_{gross}$의 비 $\gamma_{I}$(=$I_{cyl}/I_{gross}$)를 $P_{cr}^{*}$에 곱하여 식(11)로 구할 수 있다.

여기서, $I_{gross}=\pi t_{cyl}r_{cyl}^{3}$이므로, $P_{cr}$은 식(12)와 같다.

앵커 상부에 작용하는 전단력은 모멘트 평형조건을 만족시키기 위해 앵커 단면에 모멘트 팔길이 $x_{c}$를 갖는 압축력과 인장력을 유발한다. 여기서, $x_{c}$는 식(13)과 같이 계산할 수 있다.

따라서 $P_{cr}$에 상응하는 전단 하중 $V_{cr}$은 식(3)으로부터 다음 식(14)와 같이 나타낼 수 있다. $V_{cr}$은 실린더에 국부 좌굴을 유발하는 전단 하중이며, 이 연구에서 사용된 이격 설치된 후설치 확장형 앵커의 전단 강도로 사용될 수 있다.

앵커 규격별로 $V_{cr}$ 산정 결과를 Table 3에 나타내었다. 비교 결과, $V_{cr}$은 $V_{test}$를 다소 과대평가하였으며, 이는 반복 하중에 따른 강도 저감 효과에 기인한다. 따라서 본 앵커의 전단 강도 $V_{n}$은 반복 하중에 따른 강도 저감 계수 $\eta$(=0.85)를 도입하여 식(15)와 같이 나타낼 수 있다.

앵커 규격별로 $V_{n}$ 산정 과정을 Table 4에 나타내었다. 전반적으로, 실험체 규격이 커짐에 따라 $P_{cr}$이 감소하는 경향을 보였다. 하지만, J-200의 경우 $t_{cyl}$이 1 mm에서 1.2 mm로 증가하여 강도 저하를 상쇄하는 효과를 나타내었다. 한편, 하중 재하점의 이격 거리, 즉 $H_{cyl}$가 커지면서 결과적으로 $V_{n}$은 감소하는 경향을 보였다.

Fig. 13은 하중 재하점의 이격 거리, 즉 실린더의 높이 $H_{cyl}$와 실린더의 반지름 $r_{cyl}$이 이 연구에서 제안한 방법으로 산정된 $V_{n}$에 미치는 영향에 대한 변수 연구를 수행한 결과이다. 변수 연구에 의하면, 실험 결과를 통해 얻은 분석 결과와 유사한 경향을 보였다. $H_{cyl}$은 식(14)와 (15)에서처럼 $V_{n}$에 직접 반비례하여 큰 상관관계를 보이는 것으로 나타났다(Fig. 13(a)). 한편, $r_{cyl}$과 부분 압축력이 재하되는 영역의 단면 2차 모멘트가 역의 상관관계를 보이지만, 실린더 단면에서 모멘트 팔길이 $x_{c}$가 증가하여 부분 압축력 재하 단면의 단면 2차 모멘트 감소로 인한 강도 저하 효과를 상쇄한다. 이로 인해 $V_{n}$에 대한 $r_{cyl}$의 영향이 상대적으로 미미한 것으로 나타났다(Fig. 13(b)).

이 연구에서 개발된 앵커의 전단 실험 결과와 제안한 방법에 의한 예측값을 비교하여 Table 3과 Fig. 14에 정리하였다. 비교 결과, 제안한 수정 전단 강도식은 이 연구에서 개발된 앵커의 반복 전단 하중 하에서의 구조 성능을 비교적 정확하게 예측하였다($V_{test}/V_{n}$=0.89~1.23). 한편, 현행 설계 기준(KCI 2017)은 앵커의 파괴 모드를 적절히 반영하지 못해 실험 결과를 매우 비안전측으로 예측하였다($V_{test}/V_{KCI}$=0.07~0.11). 반복 인장 성능의 경우 콘크리트 파열파괴 강도식에 반복 하중에 의한 강도 저감 계수 $\eta$가 도입된다는 전제하에 현행 설계 기준(KCI 2017)이 실험 결과를 비교적 잘 예측하는 것으로 나타났지만($N_{test}/N_{n}$=0.82~1.34), 실험 결과의 편차를 최소화하기 위해 적절한 품질 관리가 필요하다.

제안된 방법은 실험 결과를 현행 설계 기준보다 정확하게 예측하지만, 실험 결과가 한정적이므로 적합성 검증을 위해 추가적인 실험적 평가가 요구된다. 또한, 앵커가 비균열･무근 콘크리트에 설치되는 경우에 한하며, 소성 힌지 구간에서의 설계에는 적용되지 않는다.

6. 결 론

이 연구에서는 비균열･무근 콘크리트에 이격 설치된 단일 후설치 확장형 앵커의 반복 전단 및 인장 실험을 수행하였으며 최종 파괴 모드에 기반한 수정 강도식을 제안하였다. 연구 결과는 다음과 같다.

1) 이 연구에서는 기존 후설치 앵커를 통해 외부 마감재를 구조체로부터 이격 설치할 때 발생할 수 있는 문제점을 보완하여 시공성이 향상된 후설치 확장형 앵커를 개발하였으며, 반복 전단 및 인장 실험을 통해 개발된 앵커의 구조 성능을 검증하였다.

2) 반복 전단 하중 하에서는 실험체 규격이 커질수록 앵커의 전단 성능이 감소하였으며, 모든 앵커 시스템에서 실린더에 휨 저항 메커니즘에 의한 부분 압축력이 발생하여 국부 좌굴로 최대 강도가 결정되었다. 실린더 좌굴은 현행 설계 기준에서 명시된 설계 전단 강도식으로는 설명할 수 없다($V_{test}/V_{KCI}$=0.07~0.11). 따라서 이 앵커의 전단 성능을 평가하기 위해 수정 강도식이 필요하다.

3) 이 연구에서 사용된 앵커는 반복 인장 하중 하에서는 실험체 규격에 무관하게 유사한 성능을 보였으며, 실린더에 의한 강도 발현이 없고 앵커 볼트만이 인장 하중에 저항하였다. 앵커의 인장 성능을 평가하기 위해 현행 설계 기준식을 사용해도 좋으나($N_{test}/N_{n}$=0.82~1.34), 실험 결과의 편차가 매우 크므로(COV=14.3~36.2 %) 제품 시공 시 제조사의 특기시방서를 엄격하게 준수해야 할 것으로 판단된다.

4) 실험 결과 관측된 파괴 모드에 기반하여 이 연구에서 개발된 이격 설치된 후설치 확장형 앵커의 수정 전단 강도식을 제안하였다. 제안된 방법은 앵커의 파괴 모드와 전단 강도를 현행 설계 기준보다 정확하게 예측하였다($V_{test}/V_{n}$=0.89~1.23).