전상현
(Sang Hyeon Jeon)
1
김경록
(Kyeong-Rok Kim)
2
천성철
(Sung-Chul Chun)
3†
김재열
( 3)
4
-
협성대학교 건축공학과 대학원생
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Hyupsung University, Hwaseong
18274, Rep. of Korea)
-
인천대학교 건축학과 대학원생
(Graduate Student, Department of Architectural Design and Engineering, Incheon National
University, Incheon 22012, Rep. of Korea)
-
인천대학교 도시건축학부 교수
(Professor, Major of Architectural Engineering, Incheon National University, Incheon
22012, Rep. of Korea)
-
협성대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Hyupsung University, Hwaseong
18274, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
전단, 앵커, 고전단 링앵커, 보수단면, 잔존인장강도
Key words
shear, anchor, high-shear ring anchor, repaired section, residual tensile strength
1. 서 론
기존 철근콘크리트 구조물을 보강할 경우 흔히 후설치 앵커로드를 사용하여 보강재를 일체화시킨다. 신구 구조물 접합면에서 작용하중에 저항하는 앵커로드는
시공이 단순하고 내력 평가방법이 명확하여 많이 사용되고 있다. 하지만 전단을 받는 앵커로드의 강재파괴강도는 상대적으로 낮아 많은 수의 앵커 시공이
필요하다. 노후화된 구조물에 다수의 앵커로드를 시공할 경우 구조물의 손상이 급격하게 진행될 수 있고, 시공이 완료된 후에도 구조물의 성능을 신뢰하기
어려울 수 있다. 이러한 문제점을 개선하기 위해 앵커로드의 전단 성능을 최대 4.37배 향상시킨 Fig. 1의 신구 콘크리트 접합용 고전단 링앵커(Chun et al. 2015; Jeon et al. 2018, 2019)(4-5)를 개발하였다. 단일 로드에 강재링을 추가한 형태로 구성되어 강재링이 신구 콘크리트에 지압면적을 넓혀주는 역할을 한다. 개발된 링앵커는 강재링의 강성과
확장된 지압면적으로 향상된 전단성능을 확보하였고, 접합면에 투입되는 물량을 기존과 비교해 1/3 가량 감소시킨다. 이를 통해 기존 구조물의 손상을
최소화시키면서 보수보강이 가능하게 되었다. 하지만 접합부재가 철근콘크리트 구조물에 국한되어있어 강재를 활용한 보강에는 확장성이 부족하다.
이 연구에서는 기존 철근콘크리트 구조물과 신설 강재프레임 접합을 목적으로 새로운 고전단 링앵커(HRA for steel)를 개발하였다. 내진보강 증축을
위한 구조보강 등에 강재프레임을 적용할 경우, RC 부재 전단벽 증설 또는 신설 보강법보다 가설공사 최소화로 공기가 단축되고 공사 기간 중 기존 구조물
사용이 가능하여 더욱 유연한 적용이 가능하다. 강재용 고전단 링앵커의 형상 개선을 위해 예비 실험을 수행하였고 전단 및 전단을 경험한 앵커의 인발
실험을 통해 강재용 고전단 링앵커의 성능을 평가하였다. 또한, 앵커가 설치되는 콘크리트 구조물의 심각한 노후화를 가정하여 모르타르로 보수한 단면개선
실험체를 추가하여 거동을 평가하였다.
2. 강재용 고전단 링앵커의 형상 개선
2.1 고전단 링앵커 개요
Fig. 1과 Fig. 2는 각각 신구 콘크리트 접합용과 강재용 고전단 링앵커의 형상, 작용되는 전단력의 전달 흐름을 보여준다. 신구 콘크리트 접합용 강재링은 지름 88 mm,
높이 40 mm이며 신구 콘크리트에 각각 20 mm씩 설치된다. 디스크의 두께는 5 mm이며, 신설 콘크리트 쪽 링 내부에는 6개의 리브가 설치되어
디스크의 변형을 방지한다. 중앙에 D16 앵커로드를 사용해 전단력 편심에 의해 유발되는 모멘트에 저항한다.
Fig. 1. Normal high-shear ring anchor
Fig. 2. High-shear ring anchor for steel members
Fig. 3. nstall process of HRA for steel
Fig. 3은 강재용 고전단 링앵커의 시공순서이다. 기존 철근콘크리트 구조물에 (a) 홀을 가공한 후, (b) 접착제를 주입하고 강재용 고전단 링앵커를 설치한다.
(c) 접착제 경화 후 베이스플레이트를 설치하고, 베이스플레이트 고정을 위해 (d) 홈이 있는 와셔와 너트를 조립한다. (e) 와셔와 베이스플레이트를
용접하고 베이스플레이트 하부에 에폭시를 충전한다.
2.2 형상 개선 방안
신구 콘크리트용 고전단 링앵커와 달리 강재용 고전단 링앵커는 신설 강재프레임과는 용접으로 전단력이 전달된다. 높아진 전단력 위치로 인해 증가된 모멘트에
저항하기 위해 링 외부에 날개(wing) 형태로 디스크를 확장하였다.
기존 링앵커와 강재용 링앵커의 링 형상은 신설 구조물과 접합되는 부위에서 큰 차이를 보인다. 기존 링은 디스크의 변형을 리브가 지지하는 반면, 강재용
링에는 리브가 없다. 이러한 차이로 인해 강재용 링의 디스크 변형이 발생할 수 있어 디스크의 두께를 증가시켜야 한다. 또한 증가된 모멘트에 저항하기
위해 링앵커의 전단강도도 향상시킬 필요가 있다. 링의 지름과 묻힘깊이를 증가시켜 링앵커의 강도를 향상시킬 수 있는데, 천공 장비의 한계로 링의 지름은
증가시키기 어려우므로, 묻힘깊이 증가를 검토할 필요가 있다.
2.3 예비 실험
강재용 링앵커 형상 개선 효과를 검증하기 위해 링 묻힘깊이(25, 30 mm), 날개(wing) 유무를 변수로 4종류의 실험을 계획하였다. 실험별
동일 실험체를 2개씩 제작하여, 총 8개의 예비전단실험을 수행하였다. 지름 16 mm 앵커로드를 사용하였으며 묻힘깊이는 160 mm이다. 실험일 콘크리트강도는
23.6 MPa이고, Table 1에 실험체별 변수를 정리하였다. 실험은 Fig. 4의 가력장치도로 실험을 수행하였다. 50 tf의 오일잭을 이용하여 단조가력하였고, 작용되는 전단력은 100 tf 용량의 하중계로 측정하였다. 가력방향
변위는 25 mm 용량의 변위계를 사용하여 가력지그 양단 2개소에서 계측하였다.
Table 1. Preliminary test matrix and result
|
Speci-
mens
|
Ring
shape
|
$h_{r}$
(mm)
|
$f_{ck}$
(mm)
|
$h_{ef}$
(mm)
|
$V_{e}$ (kN)
|
|
(1)
|
(2)
|
|
R25
|
Original
|
25
|
23.6
|
160
|
146.14
|
141.38
|
|
R30
|
Original
|
30
|
23.6
|
160
|
142.65
|
150.58
|
|
R20+
|
Wing
|
20
|
23.6
|
160
|
128.70
|
138.85
|
|
R30+
|
Wing
|
30
|
23.6
|
160
|
124.58
|
112.22
|
|
$h_{r}$: embedment length of ring, $h_{ef}$: embedment length of anchor rod, $V_{e}$:
measured load
|
Fig. 4. Setup for shear test
실험결과 모든 실험체는 Fig. 5와 같이 링 전면에서 지압파괴를 보였다. 8개 실험체의 전단강도를 Fig. 6에서 비교하였다.
2.3.1 링 묻힘깊이 효과
실험결과 강재링의 묻힘깊이는 내력 증진에 큰 영향을 미치지 않았다. 강성 차이가 큰 이질 재료의 전단연결에서 최상부 콘크리트에 지압 파괴가 발생하면
연쇄적으로 바로 아래 콘크리트가 파괴되기 때문에 묻힘깊이는 내력증진에 큰 연관이 없는 것으로 나타났다. 이러한 현상은 전단을 받는 롯드앵커의 콘크리트파괴강도(Fuchs
et al. 1995)(1)에서도 유사하다. 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)(6) 22.5.2 전단력을 받는 앵커에서 콘크리트 파괴강도는 묻힘깊이의 0.2제곱에 비례하고, 유효 묻힘깊이의 상한은 앵커지름 8배로 규정한다. 강재링
묻힘깊이를 증가시켜도 내력증진이 크지 않으므로 강재링 묻힘깊이는 25 mm로 결정하였다.
Fig. 5. Failures of preliminary test
Fig. 6. Measured loads of preliminary test
2.3.2 날개 효과
기존 일반형과 날개를 추가한 강재링을 Fig. 6에서 비교하였다. 날개를 추가한 강재링의 성능이 20 %가량 향상되었다. 추가된 날개로 인해 저항 모멘트 팔길이가 증대되어 내력이 향상된 것으로 판단된다.
실험 결과를 바탕으로 지름 88 mm 강재링에 10 mm 폭의 날개를 추가하여, 날개를 포함한 링의 지름은 108 mm로 결정하였다.
2.3.3 디스크 두께 증가
기존과 같이 강재링 디스크 두께를 5 mm로 제작하여 실험을 수행하였다. 실험결과 디스크 부분에서 변형이 발생되었다. 기존 강재링과 달리 링 내부에
리브가 없으므로 디스크 판에 변형이 발생되었다. 디스크 변형을 방지하기 위해 디스크의 두께를 6 mm로 향상하였다.
최종적으로 링 묻힘깊이 25 mm, 기존링에 날개를 10 mm 추가하고, 디스크 두께를 6 mm로 변경하여 강재용 고전단 링앵커 형상을 결정하였다.
3. 전단실험
형상을 개선한 강재용 고전단 링앵커의 전단성능을 평가하기 위해 예비실험과 동일하게 Fig. 4 가력방법으로 전단실험을 수행하였다.
3.1 실험계획
3.1.1 변수 계획
실험 변수는 신구 콘크리트용 고전단 링앵커의 주요 설계영향인자인 콘크리트 강도와 앵커로드 묻힘깊이, 측면연단거리로 선정하였다. 추가로 열화된 콘크리트를
가정하여 피복 콘크리트 30 mm를 제거하고 보수 모르타르로 복원한 실험체도 계획하였다. 동일 실험체를 2개씩 제작하여 총 24개 실험을 수행하였다.
실험체 목록을 Table 2에 정리하였다.
3.1.2 단면 복원
보강공사가 실시되는 구조물은 노후화로 인한 손상이 우려되고, 건설 당시 시공 수준이 낮아 표면이 허니콤(honey-comb)과 골재 분리 등으로 불량할
수 있다. 이러한 불량 표면을 가정하여 양생이 완료된 콘크리트 블록의 표면을 브레이커로 200×300×30 mm정도 파쇄한 후 보수 모르타르(H사
CR/CRG)로 복원하였다. Fig. 7에 단면 복원과정을 나타내었다.
3.1.3 예상 전단강도
선행연구(Chun et al. 2015)에서 개발한 신구 콘크리트 접합용 고전단 링앵커의 전단강도 예측식 (1), (2)를 통해 예상 전단강도를 산정하였고,
Table 2에 정리하였다.
Table 2. Test results
|
Specimens
|
$f_{ck}$ (MPa)
|
$h_{ef}$ (mm)
|
$B$ (mm)
|
$V_{p}$ (kN)
|
$V_{e}$ (kN)
|
$V_{e}/ V_{p}$
|
$N_{p}$
(kN)
|
Expected
failure
mode
|
$N_{e}$
(kN)
|
$N_{e}/ N_{p}$
|
Observe
failure
mode
|
|
(1)
|
(2)
|
(1)
|
(2)
|
(1)
|
(2)
|
(1)
|
(2)
|
(1)
|
(2)
|
|
C18-L125-B400
|
23.5
|
125
|
400
|
180.2
|
158.18
|
158.50
|
0.88
|
0.88
|
42.94
|
B
|
32.97
|
36.77
|
0.77
|
0.86
|
B
|
B
|
|
C18-L125-B400-RP
|
145.50
|
107.46
|
0.81
|
0.60
|
42.94
|
B
|
50.72
|
70.06
|
1.18
|
1.63
|
C
|
C
|
|
C18-L160-B400
|
160
|
155.33
|
N.A.
|
0.86
|
N.A.
|
54.39
|
C
|
70.06
|
95.42
|
1.29
|
1.75
|
S
|
B
|
|
C18-L160-B400-RP
|
177.84
|
177.84
|
0.99
|
0.99
|
54.39
|
C
|
59.28
|
100.49
|
1.09
|
1.85
|
C
|
C
|
|
C18-L200-B400
|
200
|
220.63
|
214.92
|
1.22
|
1.19
|
57.61
|
C
|
111.27
|
116.02
|
1.93
|
2.01
|
S
|
S
|
|
C18-L250-B400
|
250
|
221.27
|
208.59
|
1.23
|
1.16
|
61.55
|
C
|
111.58
|
111.27
|
1.81
|
1.81
|
C+B
|
S
|
|
C24-L90-B400
|
29.8
|
90
|
400
|
114.8
|
151.53
|
150.26
|
1.32
|
1.31
|
N.A.
|
|
C24-L125-B400
|
125
|
215.2
|
179.42
|
195.27
|
0.83
|
0.91
|
42.94
|
B
|
50.40
|
35.19
|
1.17
|
0.82
|
B
|
B
|
|
C24-L160-B400
|
160
|
171.50
|
200.98
|
0.80
|
0.93
|
57.96
|
B
|
75.45
|
93.83
|
1.30
|
1.62
|
S
|
S
|
|
C24-L200-B400
|
200
|
175.62
|
172.77
|
0.82
|
0.80
|
64.84
|
C
|
81.79
|
65.30
|
1.26
|
1.01
|
B
|
S
|
|
C24-L250-B400
|
250
|
198.13
|
212.39
|
0.92
|
0.99
|
69.27
|
C
|
107.78
|
116.66
|
1.56
|
1.68
|
S
|
C
|
|
C24-L160-B200
|
160
|
200
|
175.3
|
194.00
|
201.61
|
1.11
|
1.15
|
N.A.
|
|
RP: repair with polymer mortar, $V_{p}\bullet N_{p}$: predicted load, $V_{e}\bullet
N_{e}$: effective load, B: bond failure, C: concrete failure, S: steel failure
|
여기서, $c$는 가력방향의 측면연단거리(mm), $h_{ef}$는 앵커로드의 묻힘깊이(mm)로 125 mm보다 클 수 없으며, $f_{ck}$는
콘크리트의 설계기준압축강도(MPa)이다.
3.2 실험 결과
3.2.1 콘크리트 압축강도실험 결과
콘크리트 공시체를 변수별 3개씩 압축강도실험을 수행하였고, 응력-변형률 그래프를 Fig. 8에 나타내었다. 평균 강도는 설계압축강도보다 최대 20 % 정도 높으며, C18 실험체는 23.5 MPa, C24 실험체는 29.79 MPa이 측정되었다.
3.2.2 파괴모드와 하중-변위 관계
모든 실험체의 파괴모습을 Fig. 9에 정리하였으며, 가력방
Fig. 7. Procedure of repairing
Fig. 8. Stress-strain relations of concrete cylinders
Fig. 9. Failures of shear test
향은 사진 우측에서 좌측이다. 가력방향 측면연단거리가 강재링 지름의 3.3배 이상인 폭 400의 모든 실험체에서 묻힘깊이와 상관없이 지압파괴가 관찰되었다.
연단거리가 충분히 확보되지 않은 L160-B200 실험체는 지압파괴와 함께 측면 콘크리트파괴 양상을 보였다. 단면 복원 실험체는 지압파괴와 함께 방사선
균열이 관측되었는데 기존 콘크리트 면과 보수 모르타르가 분리되며 표면에 균열이 생긴 것으로 판단된다. Fig. 10은 묻힘깊이에 따른 하중-수평변위 그래프이다. 묻힘깊이가 증가할수록 강도가 증가하는 경향을 보이지만 일정깊이 이상에서는 강도증가가 나타나지 않았다.
링앵커에 하중이 작용할 때 작용하중과 저항력 편심으로 링을 회전시키려는 모멘트가 발생된다. 이때 모멘트를 앵커로드가 지지하게 되는데 선행연구(Chun
2015)에서 앵커로드가 모멘트에 저항 가능한 일정 묻힘깊이 이상을 확보하게 되면 더 이
Fig. 10. Load-displacement relationship of shear test
Fig. 11. Comparison of shear strengths with varying concrete strength and embedment
length of anchor rod
상의 내력증진은 없는 것으로 확인되었다. 강재용 고전단 링앵커도 동일한 상한값 125 mm가 적용되는 것으로 나타났다. 강성은 대부분의 실험체가 유사한데,
강재링과 맞닿는 콘크리트 지압이 주 저항요소이므로 앵커로드 묻힘깊이는 거의 영향이 없었다. 다른 실험체에 비해 강성이 낮은 C18-L160 실험체는
강재링과 콘크리트가 밀실하게 맞닿지 않아 초기변형이 큰 것으로 판단된다.
3.2.3 콘크리트 강도 영향
앵커로드의 묻힘깊이는 같고 콘크리트 강도가 다른 L125~L250 실험체를 Fig. 11에서 비교하였다. 앵커로드의 묻힘깊이가 비교적 얕은 L125와 L160에서 콘크리트 강도가 증가할수록 내력이 증가하는 경향을 보이지만 나머지 깊은
묻힘깊이의 실험체군에서는 콘크리트 강도 증가에 따른 영향이 없었다. 2가지 콘크리트의 강도 차이가 크지 않고, 인장강도에 영향을 받는 파괴특성으로
콘크리트 강도에 따른 전단강도 차이가 명확하지 않았다.
3.2.4 앵커로드 묻힘깊이 영향
Fig. 12는 실험체별 최대하중$(V_{e})$과 식(1), (2)로 예측한 강도를 비교한 그래프이다. 콘크리트 강도와 묻힘깊이에 따른 특별한 편향성은 나타나지 않았지만, 예상강도 보다 다소 낮은 강도가 발현되었다.
예상 전단강도 대비 실제 전단강도 비의 평균은 0.96, 변동계수는 19.84 %이다. 강재용 고전단 링앵커는 일반 고전단 링앵커에 비해 수평전단력
편심거리가 크기 때문에 식(1), (2) 대비 낮은 강도가 발현되었다.
3.2.5 복원단면의 전단강도
C21 series 중 묻힘깊이 125, 160 mm 실험체를 대상으로 단면 복원 후 전단강도 실험을 수행하였다. Fig. 13은 일반단면과 복원단면에서의 강도를 비교한 그래프이다. L125 series는 평균 20 % 강도 하락을 보였으나, L160 series에서의 내력은
평균 13 % 가량 증진되었다. 단면 복원 실험체의 강도 발
Fig. 12. Comparison of measured and predicted loads of shear test
Fig. 13. Comparison of shear loads between normal and repaired specimens
현율은 일반 실험체 대비 97 %로 정상 조건의 표면에 설치된 고전단 링앵커와 유사한 강도를 확보하였다고 판단한다. 식(1), (2)에 의한 예상 전단강도 대비 실제 전단강도의 비는 0.84, 변동계수 22 %이다.
4. 잔존 인장강도 평가
4.1 실험계획
강재 내진보강 구조물을 기존 구조물에 접합할 때 강재용 고전단 링앵커를 사용하면, 지진발생 시 강재용 고전단 링앵커는 주로 전단력을 받게 된다. 전단력
이외에도 평상시 링앵커는 중력하중으로 인해 인장력도 작용받기 때문에 지진 발생 시 높은 전단하중을 경험한 고전단 링앵커의 잔존 인장강도 검증도 필요하다(Jeon
et al. 2018)(4).
콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)(6) 22장에 따르면 인장하중 작용 시 부착식 앵커의 파괴형상은 강재 파괴, 콘크리트 파괴, 측면파열 파괴, 부착 파괴로 구분된다. 강재 파괴와 측면파열
파괴는 각각 앵커로드의 묻힘깊이가 얕고 가력방향의 측면 연단거리가 2.5$c_{a1}$ 이상 확보되어 고려하지 않았다. 콘크리트 파괴강도($N_{cb}$)와
부착 파괴강도($N_{b}$)를 식(3), (4)를 이용해 각각 산정하였다.
여기서, $A_{Nc}$는 앵커파괴면의 투영면적(mm2), $A_{Nco}$는 연단거리가 1.5$h_{ef}$ 이상인 단일앵커에 대한 콘크리트 파괴면의 투영면적(mm2), $\psi_{ed,\:N}$은 가장자리 영향에 관한 수정계수, $\psi_{c,\:N}$은 비균열 상태에서의 선설치/후설치 계수, $\psi_{cp,\:N}$은
쪼개짐을 제어하기 위한 보조철근을 사용하지 않는 비균열 콘크리트에 사용되는 후설치 앵커의 수정계수, $k_{c}$는 인장에 의한 기본 콘크리트 파괴강도계수이며
후설치 앵커 기준 7 적용, $f_{ck}$는 콘크리트의 설계기준압축강도(MPa), $h_{ef}$는 로드앵커의 묻힘깊이(mm), $\tau_{uncr}$와
$\tau_{cr}$은 비균열 또는 균열 콘크리트에서의 특성부착강도(MPa)이며 제조사 매뉴얼(HILTI 2017)(3)에 따라 온도범위 24~40 °C에서 해머 드릴 천공 조건의 값으로 각각 14 MPa와 9.5 MPa를 적용하였다.
Fig. 14. Setup for tensile test
부착 파괴강도에서 앵커로드의 묻힘깊이는 접착제가 도포된 길이이므로 앵커로드 묻힘깊이에서 강재링 묻힘깊이 25 mm를 제외한 값을 적용하였다. 높은
전단력을 경험하였기 때문에 균열 콘크리트를 가정하여 산정하였다. 예상 파괴유형과 강도를 Table 2에 정리하였다.
Fig. 14는 가력장치도이고, 인장하중 가력과 측정, 변위계측장비는 전단실험에 사용한 장비와 동일하다.
4.2 실험결과
4.2.1 파괴양상
파괴 양상은 Fig. 15와 같이 묻힘깊이가 얕은 실험체에서는 앵커로드가 뽑히는 부착파괴가 발생하였으며, 묻힘깊이가 깊어지면서 콘크리트 파괴 또는 앵커로드 강재파괴가 발생되었다.
파괴현상 중 앵커를 중심으로 방사선 균열이 관측된 실험체는 콘크리트 블록에 배치된 철근의 영향으로 인해 원추형파괴가 형성되기 어렵다고 판단하여 콘크리트
파괴로 분류하였다. 단면을 모르타르로 복원한 -RP series 실험체에서는 모두 콘크리트 파괴가 관측되었다. 예측한 파괴현상 외에 일부 실험체에서
내력이 높아 강재파괴가 발생하였다. 모든 실험체의 파괴현상을 Table 2에 정리하였다.
Fig. 15. Failures of tensile test
Fig. 16. Comparison of measured and predicted loads of tensile test
4.2.2 잔존 인장강도
Fig. 16에 실험체별 예상강도와 실제하중을 비교하였다. 묻힘깊이가 가장 얕은 L125 series 실험체를 제외한 모든 실험체가 예상 강도를 상회하였고, 묻힘깊이가
깊을수록 잔존 인장강도는 높게 발현되었다. 앵커가 높은 전단력을 겪었지만 피복 콘크리트만 파괴되었기 때문에, 부착강도 또는 콘크리트파괴강도에 영향을
주는 내부 콘크리트는 비교적 건전한 것으로 판단된다. 예상 인장강도 대비 실제 인장강도의 비는 최소 0.77에서 최대 2.01이고 평균은 1.42,
변동계수는 27 %이다. 단면개선 실험체의 평균은 1.44가 발현되었다. 불량한 피복 콘크리트를 제거한 단면 개선은 잔존 인장강도에 악영향을 주지
않았다.
5. 결 론
기존 철근콘크리트 구조물에 강재 프레임을 부착하기 위해 개발된 강재용 고전단 링앵커의 성능을 24개 전단 및 전단을 경험한 후 인발 실험으로 평가하였다.
콘크리트 강도와 측면 연단거리, 앵커로드 묻힘깊이, 단면복원을 변수로 실험을 수행하여 다음 결론을 얻었다.
1)일반 고전단 링앵커와 동일하게 전단을 받는 강재용 고전단 링앵커는 측면 피복두께 100 mm에서 측면파열파괴가 발생하였고, 측면 피복두께 200
mm에서 링 전면의 지압파괴가 발생하였다.
2)앵커로드를 일정깊이 이상 매립하면 전단강도 증진이 없었다. 따라서 강재용 고전단 링앵커의 묻힘깊이 상한값을 기존 고전단 링앵커와 동일하게 125
mm를 적용한다.
3)강재용 고전단 링앵커는 일반 고전단 링앵커에 비해 수평전단력 편심거리가 크기 때문에 신구 콘크리트 접합용 고전단 링앵커 연구에서 개발된 전단강도
평가식에 의한 예측값보다 낮은 강도가 발현되었다. [실험값]/[예측값] 비의 평균은 0.96으로, 일반 고전단 링앵커에서 개발된 전단강도 평가식에
추가저감계수 0.95를 적용할 필요가 있다.
4)복원단면에 설치된 강재용 고전단 링앵커의 전단강도를 일반 고전단 링앵커에서 개발된 전단강도 평가식과 비교하면 [실험값]/[예측값] 비의 평균은
0.86였다. 강재링 전면의 지압파괴와 더불어 보수 모르타르와 기존 콘크리트 사이의 박리가 발생하여 낮은 하중에서 파괴되었다. 표면을 복원한 경우
일반 고전단 링앵커에서 개발된 전단강도 평가식에 추가저감계수 0.85를 적용할 필요가 있다.
5)전단하중에 의한 지압파괴를 경험한 강재용 고전단 링앵커의 잔존 인장강도는 콘크리트파괴강도와 링 묻힘깊이를 제외한 실제 앵커로드 부착길이로 계산한
부착강도 중 작은 값으로 안전하게 평가할 수 있다.
감사의 글
이 논문은 인천대학교 2020년도 자체연구비 지원에 의하여 연구되었습니다. 연구지원에 감사드립니다.
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Company. Korea Concrete Institute (KCI)