김진규
(Jin-Gyu Kim)
1
천성철
(Sung-Chul Chun)
2†iD
안영승
( Yeong-Seung An)
3
-
인천대학교 건축학과 대학원생
(Graduate Student, Division of Architecture and Urban Design, Incheon National University,
Incheon 22012, Rep. of Korea)
-
인천대학교 도시건축학부 교수
(Professor, Division of Architecture and Urban Design, Incheon National University,
Incheon 22012, Rep. of Korea)
-
(주)원진 기술이사
(Technical Director, Wonjin Co., Ltd., Gimpo 10040, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
균열 콘크리트, 후설치 앵커, 스테인리스 스틸, 내진
Key words
cracked concrete, post-installed anchor, stainless steel, seismic
1. 서 론
앵커의 파괴는 구조물과 비구조물의 붕괴 또는 낙하로 이어져, 소중한 인명과 재산의 피해가 발생할 수 있으므로 앵커 종류의 선택과 설계, 시공이 적절하게
이루어져야 한다. 또한, 국내에도 지진발생이 증가하고 있고, 앵커 설계기준 개정에 따라 지진하중이 작용되는 앵커는 내진성능을 확보해야한다. 콘크리트용
앵커 설계기준 KDS 14 20 54(MOLIT 2021)의 개정으로 후설치 앵커는 규정된 시험KCI (2018)에 따라 성능을 검증한 성적서를 갖춘 제품만 사용이 가능하다.
확장식 후설치앵커가 내진성능을 갖기 위해서는 첫째 균열 콘크리트에서 성능이 발현되어야 하고, 둘째 지진하중을 모사한 반복하중에서 성능이 검증되어야한다.
KDS 14 20 54(MOLIT 2021) 해설 4.1(3)③은 ‘균열 콘크리트에 사용하기 적합하지 않은 앵커는 지진하중에 대해 사용하지 않아야 한다.’로 내진용 앵커의 기본 성능을 설명하고
있다.
이 논문에서는 새로 개발된 스테인리스 스틸 지름 16 mm 확장식 후설치 앵커를 비균열 및 균열 콘크리트에서 인장 실험을 실시하고, KDS 14 20 54(MOLIT 2021)에 명시된 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)의 시험방법에 따라 5 % 분위수 안전율(Natrella 1966)을 적용한 특성강도 값을 기준으로 성능을 평가하였다.
2. 기계식 후설치 앵커의 파괴유형
앵커는 설치시점에 따라 선설치 앵커와 후설치 앵커로 구분된다. 선설치 앵커는 콘크리트가 타설되기 전에 설치하는 앵커를 말하며, 후설치 앵커는 콘크리트가
경화된 후 구멍을 뚫어 설치하는 앵커를 말한다. 이 논문에서 사용된 앵커는 기계식 후설치 앵커이며, 인장하중을 받는 기계식 후설치 앵커의 파괴유형은
콘크리트브레이크아웃파괴, 강재파괴, 뽑힘파괴, 앵커축-슬리브 분리뽑힘파괴, 측면파열파괴 그리고 쪼갬파괴가 있다. 각 파괴유형을 Fig. 1에 나타내었다.
Fig. 1. Failure mode of post-installed anchor (MOLIT 2021)
콘크리트용 앵커 설계기준
KDS 14 20 54(MOLIT 2021)에 따르면 인장을 받는 단일 앵커의 콘크리트브레이크아웃강도는 다음
식(1)로 산정한다. 균열 콘크리트에서 인장력을 받는 단일앵커의 기본 콘크리트 브레이크아웃강도는
식(2)에 나타내었으며, 인장에 의한 기본 콘크리트 브레이크아웃강도 계수인 $k_{c}$는 실험을 통해 얻은 $N_{b}$를 통해 계산할 수 있다. $k_{c}$는
선설치 앵커에서는 10, 후설치 앵커에서는 7을 사용하여야 하며, 후설치 앵커의 경우에는 제품 시험에 근거하여 7 이상의 값을 사용할 수 있지만 10을
초과할 수 없다.
여기서, $\lambda_{a}$는 앵커 강도 설계에서 경량콘크리트의 저감된 물성을 고려한 수정계수, $f_{ck}$는 콘크리트의 설계기준압축강도(MPa)
그리고, $h_{ef}^{1.5}$는 앵커의 유효묻힘깊이(mm)이다. 이 외의 계수에 대해서는 논문에서 변수로 작용하지 않으며,
KDS 14 20 54(MOLIT 2021)의 ‘4.3.2 인장력을 받는 앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도’에 설명되어있다.
3. 내진용 스테인리스 스틸 앵커의 특성
앵커는 일반적으로 탄소강으로 제작되나, 이 연구에서는 외부 환경에서도 사용이 가능한 스테인리스 스틸 STS 304CU로 앵커를 제작하였다. 스테인리스
스틸은 니켈(Ni)을 많이 함유하여 뛰어난 내식성, 내열성을 가지고 있어 외기 및 특수환경의 노출에 유리하고, 가공성이 우수하여 제작이 용이하다.
특히 STS 304CU는 STS 304에 구리(Cu)를 첨가하여 성형성이 뛰어나기 때문에 정밀한 형상 가공이 필요한 앵커 제작에 적합하다. STS
304CU의 화학성분과 인장강도, 단면 수축율 특성은 한국산업 표준 KS D 3697(MOLIT 2002)에 표기된 STS 304의 특성을 만족하며,
구리(Cu)가 첨가되어 화학성분에만 차이가 있다. 앵커 제작에 사용된 STS 304CU 소재의 인장강도는 656.7 MPa로 KS D 3697(KATS 2002)에 규정된 인장강도 범위 530~710 MPa를 만족하였다.
새로 개발된 내진용 스테인리스 스틸 앵커의 형상을 Fig. 2에 나타내었고, 인장을 받는 확장식 앵커의 저항 메커니즘을 Fig. 3에 도식적으로 표현하였다. 확장식 앵커는 천공된 구멍에 앵커를 삽입한 후, 토크 또는 변위를 조절하여 앵커에 인장력($N$)을 가하여 슬리브를 앵커
축 직각방향으로 확장시켜 앵커를 콘크리트에 정착시키는 수평력($H$)를 유발시킨다. 이로 인해 콘크리트와 슬리브의 마찰력($\mu H$)이 발생하여
앵커에 작용하는 인장력에 저항한다.
Fig. 3. Resisting mechanism of post-installed mechanical anchor
만일 앵커 설치 후 앵커축을 가로지르는 균열이 발생하면 슬리브와 콘크리트면 사이에 작용하는 수평력이 감소하여 인장력에 대한 저항성능이 낮아진다. 따라서
균열 발생이 예상되는 곳에 설치되는 확장식 후설치 앵커는 균열폭 증가 후에도 슬리브와 콘크리트 사이의 마찰이 유지되어야 한다. 이를 위해서는 균열
폭이 증가할 때 슬리브가 추가 확장되어야 한다.
새로 개발된 스테인리스 스틸 앵커는 균열폭 증가에도 콘크리트와의 마찰을 유지할 수 있도록 Fig. 2(b)와 같이 형상을 개선하였다. 슬리브 표면에 요철(①)을 추가하고 슬리브 끝에 링형태의 요철(②)을 형성하여 콘크리트면과 마찰을 증대시켰다. 더불어
슬리브가 설치 후에 탄성을 유지하고 균열폭 증가 시 추가 확장이 가능하도록 슬리브 두께를 증가시켰으며, 동일한 앵커축방향 변위에서 앵커축 직각방향
힘이 증가하도록 앵커 헤드 각도(③)를 가파르게 개선하였다.
4. 실험계획
4.1 변수설정
앵커는 스테인리스 스틸로 제작된 확장식 후설치 앵커로 직경 16 mm에 64 mm 및 80 mm 두 가지 묻힘깊이를 계획하였다. 묻힘깊이 80 mm는
표준 묻힘깊이이고 64 mm는 표준 묻힘깊이로 설치할 수 없는 경우 최소 묻힘깊이이다. 콘크리트의 강도는 콘크리트용 앵커설계법 및 예제집 2판KCI (2018) 제3편 시험법에서 규정하는 범위인 저강도 콘크리트 17~28 MPa, 고강도 콘크리트 45~60 MPa 두 가지를 참고하여 21 MPa와 50 MPa로
설계하였다. 또한 내진성능을 평가하기 위해 비균열과 균열 콘크리트 조건에 대해 실험을 실시하였다. 비균열 실험체와 균열 실험체 모두 두 가지 묻힘깊이의
앵커를 각각 8개씩 제작하였다.
콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)제3편에서 규정한 최소 요구 성능은 비균열 콘크리트에서는 유효계수 $k_{c}$값의 평균값이 10.0 이상, 균열 콘크리트에서는 7.0 이상이다.
4.2 실험체 설계
실험체는 비균열 실험체와 균열 실험체 두 가지로 구분하였다. 비균열 실험체는 균일한 높이를 갖는 슬래브 형태로, 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집
2판KCI (2018) 제3편에 따라 D10 철근을 200 mm 간격으로 실험체 하부에만 배근하고 피복두께는 15 mm로 계획하였다. 1판의 실험체에 여러 앵커를 시험하였는데,
앵커의 간격은 묻힘깊이 80 mm 기준으로 앵커에서부터 반력점까지의 거리가 묻힘깊이의 2배인 160 mm보다 크게 설계하였다. 콘크리트 실험체의 높이는
시험기준에 따라 묻힘깊이의 2배와 묻힘깊이에 100 mm를 더한 값 중 큰 값보다 크도록 300 mm로 설계하였다.
균열 실험체 상세도는 Fig. 4에 나타내었으며, 저강도, 고강도 실험체를 다르게 설계하였다. 저강도 균열 실험체는, Eligenhausen et al.(2004) 및 Mahrenholtz(2013)에 제시된 방법인, 반원단면의 슬리브 2개를 미리 설치한 구멍에 넣고 쐐기를 타격하여 균열을 생성하였다. 슬리브를 넣기 위한 구멍을 Fig. 4(a)와 같이 균열 유발 위치에 배치하였다. 1개 콘크리트 판에서 8개 앵커를 시험하였다.
Fig. 4. Specimen of cracked concrete (unit: mm)
고강도 균열 실험체는 연구진이 고안한 방법으로 균열 발생과 균열폭 제어를 쉽게하기 위하여 유압잭을 이용하였다.
Fig. 4(b)와 같이 유압잭을 배치할 공간을 설계하였다. 균열 실험체는 균열 폭이 갑자기 증가되는 것을 막기 위하여, 비균열 실험체와 다르게 실험체 상부에도 철근을
배근하였다. 또한 유압잭 설치를 위해 단면이 줄어드는 위치의 모서리에 대각선 방향으로 철근을 배근하였다.
균열 실험체의 높이는 묻힘깊이의 1.5배 이상이며 100 mm보다 커야 하므로 200 mm로 설계하였다. 높이가 300 mm인 비균열 실험체에 비해
100 mm를 줄여서 균열 생성을 용이하게 계획하였다. 철근비는 균열 생성 시 균열폭의 조절 및 실험체의 휨강도가 실험결과에 영향을 미치는 것을 방지하기
위해 ACI 355.2-19(ACI 2019) 및 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집KCI (2018)을 참고하여 약 1 %로 설계하였다. 또한 균열이 앵커 매입 위치에 잘 생성될 수 있도록 두께 2 mm 철판을 균열 유도체(crack inducer)로
단면에서 콘크리트 브레이크아웃파괴 영역 밖에 Fig. 4와 같이 설치하였다. 또한 각 균열 생성 위치에서 철근과 콘크리트 사이 부착을 제거하기 위해 두께 1 mm 필름지(bond breaker)를 길이
140 mm로 감쌌다.
Fig. 5에 가력장치도를 나타내었다. 실험은 앵커와 강봉을 커플러로 연결하여 제작한 철물에 관통시킨 후 30톤 용량의 중공 유압잭으로 가력하였고 하중은 중공
로드셀로 측정하였다. 앵커의 수직 변위를 측정하기 위해 커플러와 너트사이에 철판을 끼우고 LVDT 4대를 설치하였다. 2대(LVDT 1)는 앵커의
절대 수직변위를, 다른 2대(LVDT 2)는 앵커 주변 콘크리트와 앵커 사이의 상대 수직변위를 측정하였다.
4.3 균열생성
모든 균열 실험체는 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)에서 제시하는 요구 균열폭 0.3 mm를 생성한 후 실험을 수행하여야 한다. 요구 균열폭 0.3 mm는 사용하중 상태에서의 균열과 지진하중을 받았을
경우 앵커가 설치된 콘크리트에 발생될 균열을 모사한다.
저강도 균열 실험체의 경우 균열 생성을 위해 콘크리트 타설 시 쐐기와 슬리브를 삽입할 12개의 구멍을 Fig. 4(a)처럼 형성하였다. 구멍에 쐐기와 반원단면의 슬리브 2개를 삽입한 후 쐐기를 타격하여 반원단면의 슬리브가 양쪽으로 벌어지면서 균열을 생성하였다. 평면에서
두 구멍 사이에 균열을 연결하고, 균열이 생성된 위치에 앵커를 설치하였다. 균열이 생성되는 전 구간에 균열 폭이 일정하도록 양쪽 구멍을 균일하게 타격하였다.
고강도 균열 실험체는 콘크리트 인장강도가 높아 균열생성이 쉽지 않으리라 판단되어 유압잭을 이용하여 균열을 생성하였다. 이 방법은 쐐기를 타격하여 균열을
생성하는 방법에 비해 실험체 전 단면에 더 균일한 균열을 생성할 수 있다. 또한 저강도 균열 실험체에 사용하는 방법은 균열이 원하는 폭 이상으로 생성되었을
경우 미세하게 균열폭을 줄일 수 없기때문에, 쐐기를 제거한 후 다시 타격하면서 균열폭을 조절해야 한다. 하지만, 유압잭으로 균열을 생성하는 방식은
유압을 조금씩 변화시켜 균열폭 조절이 보다 용이하다.
모든 균열 실험체는 초기 균열을 생성하고 앵커를 설치하였다. 초기 균열 생성 전에 균열게이지를 설치하여 균열 폭을 측정하였으나, 앵커 설치 및 추가
균열 폭 확장 과정에서 균열게이지 손상이 우려되어 일부 실험체는 앵커 설치 후 균열게이지를 설치하였다. 초기 균열 생성 시 철근은 인장을 받지만,
탄성구간 내에 있으므로 쐐기를 뽑거나 유압잭 하중을 제거하면 균열 폭이 줄어든다. 하지만, 균열은 완전히 닫히지 않는데, 5개 실험에서 계측된 잔존
균열폭은 0.1 mm이었다. 따라서, 앵커설치 후 추가 균열 폭이 0.2 mm 증가시킨 후 인발 실험을 수행하였다.
4.4 평가방법
앵커의 성능은 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집(2018) 제3편에 규정된 각 시험항목별 최소 수량의 앵커 실험에서 얻은 유효계수 $k_{c}$의
평균과 변동계수, 실험 수에 따른 계수 $K$를 사용하여 식(3)을 통해 특성강도 $K_{5\%}$를 계산하여 평가한다. 여기서, 유효계수 $k_{c}$는 실험에서 계측된 최대하중과 콘크리트 압축강도, 유효묻힘깊이를
사용하여 식(4)로 계산한다. 비균열 실험의 경우 산정된 유효계수 $k_{c}$값의 평균이 10.0 이상일 경우 해당 앵커는 콘크리트브레이크아웃파괴로 평가하고, 10
미만일 경우는 뽑힘파괴로 평가하여 설계강도를 산정한다. 하지만 특성강도($K_{5\%}$)값이 9.8에 도달하지 않을 경우에는 콘크리트용 앵커 설계기준
KDS 14 20 54(MOLIT 2021)에 따라 뽑힘강도로 공칭강도를 산정한다. 균열 실험체는 산정된 유효계수 $k_{c}$의 평균값과 특성강도($K_{5\%}$)값이 7 이상일 경우 콘크리트브레이크아웃파괴로
평가한다.
여기서, $K_{m}$와 $\upsilon$는 유효계수 $k_{c}$의 평균과 변동계수, $K$는 정규분포곡선에 대한 단측검정(one-sided)
허용한계와 90 %의 신뢰도에 대한 5 % 유의수준에 상응하는 계수
(Natrella 1966), $N_{b}$은 실험으로부터 얻은 앵커의 파괴강도(kN), $f_{c,\:test}$은 실험일에 측정한 콘크리트 압축강도(MPa), $h_{ef}$는
앵커의 유효묻힘깊이(mm)이다.
콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)에 규정된 앵커 실험 최소 수량은 5개이다. 이 연구에서는, 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)의 평가방법에 따라, 최소 시험 수량인 5개 앵커 실험 후, 유효계수 $k_{c}$값의 평균이 목표값에 도달하지 못하는 경우 1개씩 실험을 추가하여
최대 8개까지 실험을 실시하였다.
5. 실험결과
5.1 재료시험 결과
실험일에 실시한 공시체 시험 결과, 저강도와 고강도 콘크리트의 평균 강도는 각각 22.9 MPa와 52.0 MPa로, 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집
2판KCI (2018)에서 규정한 저강도(17~28 MPa)와 고강도(45~60 MPa) 범위를 만족하였다.
5.2 파괴모드
실험결과를 Table 1에 정리하였다. 파괴모드는 두 가지로 콘크리트브레이크아웃 파괴와 앵커의 뽑힘파괴로 분류된다. Fig. 6에 대표 실험체의 파괴사진을 나타내었고 파괴유형을 표기하였다. 눈금 간격은 100 mm이다. 실험체 이름에서, C와 U는 각각 균열과 비균열 콘크리트
실험체를 의미하고, HSC와 LSC는 각각 고강도와 저강도 콘크리트를 나타내며, M16은 앵커 직경, H64 또는 H80은 앵커의 유효묻힘깊이를 표현한다.
예로, C-HSC-M16-H80는 균열 고강도 콘크리트에 직경 16 mm 앵커가 유효묻힘깊이 80 mm로 설치된 실험체를 의미한다.
Table 1. Test result
|
No.
Specimen
|
1
|
2
|
3
|
4
|
5
|
6
|
7
|
8
|
Avg.
|
Stdev.
|
$\nu$(%)
|
$K_{5\%}$
|
|
U-LSC-M16-H64
|
$N_{b}$(kN)
|
36.0
|
46.0
|
37.7
|
42.2
|
32.6
|
40.9
|
38.0
|
|
38.9
|
3.9
|
|
|
|
$k_{c}$
|
14.7
|
19.0
|
15.4
|
17.2
|
13.3
|
16.7
|
15.5
|
|
15.9
|
1.6
|
10.1
|
11.5
|
|
F.M
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
P
|
C
|
|
|
|
|
|
|
U-HSC-M16-H64
|
$N_{b}$(kN)
|
49.2
|
52.6
|
65.7
|
53.6
|
51.2
|
|
|
|
54.5
|
5.8
|
|
|
|
$k_{c}$
|
13.3
|
14.3
|
17.8
|
14.5
|
13.9
|
|
|
|
14.8
|
1.6
|
10.7
|
9.4
|
|
F.M
|
PC
|
PC
|
P
|
PC
|
P
|
|
|
|
|
|
|
|
|
U-LSC-M16-H80
|
$N_{b}$ (kN)
|
43.2
|
43.4
|
43.4
|
49.7
|
42.9
|
|
|
|
44.5
|
2.7
|
|
|
|
$k_{c}$
|
12.6
|
12.7
|
12.7
|
14.5
|
12.5
|
|
|
|
13.0
|
0.8
|
5.9
|
10.4
|
|
F.M
|
P
|
P
|
C
|
P
|
C
|
|
|
|
|
|
|
|
|
U-HSC-M16-H80
|
$N_{b}$ (kN)
|
57.4
|
56.7
|
54.6
|
55.6
|
58.2
|
|
|
|
56.5
|
1.3
|
|
|
|
$k_{c}$
|
11.7
|
11.5
|
11.1
|
10.8
|
11.8
|
|
|
|
11.4
|
0.4
|
3.4
|
10.1
|
|
F.M
|
C
|
C
|
P
|
P
|
P
|
|
|
|
|
|
|
|
|
C-LSC-M16-H64
|
$N_{b}$ (kN)
|
30.2
|
27.4
|
29.0
|
27.6
|
28.4
|
30.2
|
29.3
|
29.5
|
28.9
|
1.0
|
|
|
|
$k_{c}$
|
12.3
|
11.2
|
11.8
|
11.2
|
11.6
|
12.3
|
12.0
|
12.0
|
11.8
|
0.4
|
3.5
|
10.7
|
|
F.M
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
|
|
|
|
|
C-HSC-M16-H64
|
$N_{b}$ (kN)
|
44.8
|
45.5
|
45.0
|
53.3
|
45.2
|
43.8
|
41.0
|
56.1
|
46.7
|
4.8
|
|
|
|
$k_{c}$
|
12.1
|
12.3
|
12.2
|
14.4
|
12.2
|
11.7
|
11.1
|
15.2
|
12.7
|
1.3
|
10.4
|
9.0
|
|
F.M
|
PC
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
|
|
|
|
|
C-LSC-M16-H80
|
$N_{b}$ (kN)
|
31.2
|
29.5
|
31.7
|
30.0
|
31.4
|
|
|
|
30.5
|
6.3
|
|
|
|
$k_{c}$
|
9.1
|
8.6
|
9.05
|
8.8
|
9.1
|
|
|
|
8.9
|
0.2
|
2.1
|
8.3
|
|
F.M
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
|
|
|
|
|
|
|
|
C-HSC-M16-H80
|
$N_{b}$ (kN)
|
45.0
|
46.7
|
44.9
|
43.1
|
46.6
|
46.0
|
45.0
|
|
45.1
|
1.0
|
|
|
|
$k_{c}$>
|
8.7
|
8.9
|
8.7
|
8.3
|
8.9
|
8.9
|
8.7
|
|
8.8
|
0.2
|
2.2
|
8.2
|
|
F.M
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
C
|
|
|
|
|
|
|
Note: Avg.: average; Stdev.: standard deviation; F.M: failure mode of the specimens;
C: concrete-breakout failure; P: pull-out failure; PC: concrete-breakout failure after
pulling
|
Fig. 6. Typical failures of specimens
비균열 실험체는 묻힘깊이와 무관하게 저강도에서는 미소한 앵커뽑힘이 발생된 후 콘크리트브레이크아웃 파괴가 발생한 반면 고강도에서는 뽑힘파괴가 주로 발생하였다.
균열 실험체는 콘크리트강도 및 묻힘깊이에 상관없이 대부분의 앵커에서 저강도 비균열 실험체와 유사하게 미소한 뽑힘이 발생한 후 콘크리트브레이크아웃 파괴가
발생하였다. U-HSC-M16-H64에서만 뽑힘파괴가 발생하였다. 앵커를 가로지르는 균열이 발생하면, 앵커 슬리브의 마찰력이 저하될뿐만 아니라 앵커를
중심으로하는 콘크리트 인장링(tension ring)이 제대로 형성되지 못해 콘크리트브레이크아웃강도도 저하된다(Eligehausen et al. 2006). 균열실험체에서 대부분 콘크리트브레이크아웃 파괴가 발생한 것은 균열 폭 증가에 의한 마찰력 저하보다 슬리브의 추가 확장능력이 우수하여 뽑힘파괴가
억제됨을 의미한다.
5.3 하중-변위 관계
변수별 대표적인 하중-변위 그래프를 Fig. 7에 나타내었다. 실선과 점선은 각각 Fig. 5에 표기된 LVDT 1 평균값과 LVDT 2 평균값을 나타낸 그래프이다. 파괴 유형을 각 실험체명 뒤에 명기하였다.
Fig. 7. Graph of load-displacement (failure mode)
Fig. 7. Graph of load-displacement (failure mode) (Continued)
콘크리트 브레이크아웃파괴의 경우
Fig. 7(a)의 점선 그래프와 같이 앵커에서 미소 변위가 발생한 후 최대하중 이후 급격히 내력이 저하된다. 반면, 뽑힘파괴의 경우
Fig. 7(b) 점선 그래프와 같이 최대하중에 도달하기까지는
Fig. 7(a)의 점선 그래프와 비슷하지만, 그 이후 큰 내력저하 없이 변위가 크게 발생하였다. 대부분의 실험체에서 파괴유형별로 확연한 그래프 차이를 볼 수 있었으나,
Fig. 7(c),
(g),
(i)
는 최대하중 이후 급격한 하중감소(콘크리트브레이크아웃파괴) 또는 큰 앵커의 변위(뽑힘파괴) 중 선택이 어려워 뽑힘 후 콘크리트브레이크아웃 파괴로 분류된다.
균열 실험체는 균열게이지로 측정한 균열 폭을 하중-변위 그래프에 함께 나타내었고, 그래프 위쪽 x축은 균열 폭을 의미한다. 가력은 균열 폭이 0.3
mm에 도달하였을 때 진행하였으며, 가력 중 균열 폭이 증가하였다.
6. 스테인리스 스틸 앵커 평가
유효계수($k_{c}$)를 이용하여 앵커를 평가하는 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 2판KCI (2018)에 따라 앵커를 평가하였다. 기존 앵커(Fig. 2(a)에 대한 비균열 콘크리트에서의 실험결과(KCL 2016)와 비교하면 새로 개발된 앵커(Fig. 2(b)의 표준편차가 더 작으며, 유효계수($k_{c}$) 값이 더 높게 나왔다. 새로 개발된 내진용 스테인리스 스틸 앵커에 적용된 기술이 비균열 콘크리트에서
인장을 받는 앵커의 강도와 품질을 향상시켰다.
실험으로부터 얻은 앵커의 특성강도 $K_{5\%}$는 고강도 콘크리트에서보다 저강도 콘크리트에서, 그리고 균열 실험체보다 비균열 실험체에서 더 높았다.
비균열 콘크리트의 유효계수($k_{c}$)는 모두 10.0 이상이고 균열 콘크리트의 유효계수($k_{c}$)는 모두 7.0 이상으로 콘크리트브레이크아웃파괴로
분류할 수 있다. U-HSC-M16-H64는 실험 결과 편차가 커서, 특성강도($K_{5\%}$)값이 9.4로 KDS 14 20 54(MOLIT 2021)의 공칭콘크리트브레이크아웃강도 설계값 9.8보다 낮아 실험에서 결정된 뽑힘강도로 공칭강도를 산정해야한다. 고강도 콘크리트에서는 확장형 앵커 설치 시
슬리브 확장이 원활하지 않을 경우 실험체별로 큰 편차가 발생할 수 있다KDS 14 20 54).
비균열 콘크리트에서의 실험 중 U-HSC-M16-64를 제외한 3가지 실험의 특성강도($K_{5\%}$)값은 9.8 이상이므로 콘크리트브레이크아웃강도를
공칭강도로 사용할 수 있다.
실험체 종류별 특성강도를 Fig. 8에 비교하였다. 같은 종류의 앵커를 비균열 콘크리트에서의 결과와 균열 콘크리트에서의 결과를 비교하여 나타내었고, 공칭콘크리트브레이크아웃강도인 9.8을
가로선으로 표시하였다. 균열 콘크리트에서의 특성강도 $K_{5\%}$는 모든 실험항목에서 최소 허용값인 7을 상회하였으며, 같은 조건의 비균열 실험체의
특성강도 $K_{5\%}$값의 70 %를 모두 상회하였다.
Fig. 8. Characteristic capacity
7. 결 론
이 연구에서는 일반적인 앵커의 재료인 탄소강이 아닌 스테인리스 스틸로 제작된 앵커를 비균열 및 균열 콘크리트에서의 성능을 콘크리트용 앵커 설계법 및
예제집 2판KCI (2018) 평가하였다. 연구결과를 정리하면 다음과 같다.
1) 비균열 콘크리트 실험에서 H64 경우 고강도에서만 주로 뽑힘파괴가 발생하였으나, H80 앵커에서는 콘크리트의 강도에 관계없이 많은 뽑힘파괴가
발생했다.
2) 모든 비균열 콘크리트 실험에서의 유효계수($k_{c}$)값이 최소허용값인 10을 상회하였지만 특성강도($K_{5\%}$)의 값은 U-HSC-M16-H64를
제외한 모든 실험체가 9.8을 상회하므로, U-HSC-M16-H64를 제외한 앵커는 콘크리트 브레이크아웃 강도를 설계강도로 사용할 수 있다.
3) U-HSC-M16-H64의 특성강도($K_{5\%}$) 값은 9.8 미만으로 뽑힘파괴강도를 설계강도로 사용해야 한다.
4) 균열 콘크리트에서는 대부분의 앵커에서 콘크리트브레이크아웃파괴가 발생하는 것을 볼 수 있었다. 이는 균열 폭의 증가에도 앵커의 확장능력이 뛰어나
뽑힘파괴가 발생하지 않은 것으로 보이며, 모든 실험결과는 특성강도($K_{5\%}$)값이 최소 요구조건인 7을 상회하였다.
감사의 글
이 논문은 2020년도 중소벤처기업부의 기술개발사업 지원에 의한 연구[S2851661]이며, 연구 지원에 감사드립니다.
References
ACI Committee 355 , 2019, Quailification of Post-Installed Mechanical Anchors in Concrete
(ACI 355.2-19) and Commentary, Farmington Hills, MI; American Concrete Institute (ACI).
92.
Eligehausen R., Mallëe R., Silva J. F., 2006, Anchorage in Concrete Construction,
Berlin, Ernst & Sohn
Eligehausen R., Mattis L., Wollmershauser R., Hoehler M. S., 2004, Testing Anchors
in Cracked Concrete, Concrete International, Vol. 26, No. 7, pp. 66-71
KATS , 2002, Stainless Steel Wires for Cold and Cold Forging (KS D 3697), Seoul, Korea:
Korea Agency for Technology and Standards (KATS), Korea Standard Association (KSA).
12. (In Korean)
KCI , 2018, Anchor Design Method and Examples for Concrete (KCI PM 104.1-20), Seoul,
Korea; Kimoondang Publishing Company. Korea Concrete Institute (KCI). 103-189. (In
Korean)
KCL , 2016, Reasearch and Development of Post-Installed Anchors for Distinctive Technology
of Construction Materials (G21S285166102), Korea Conformity Laboratories (KCL)
Mahrenholtz P., 2013, Experimental Performance and Recommendations for Qualification
of Post-Installed Anchors for Seismic Applications, Institut für Werkstoffe im Bauwesen
(IWB)
MOLIT , 2021, Anchor Design Code for Concrete (KDS 14 20 54), Sejong, Korea: Ministry
of Land, Infrastructure and Transport (MOLIT). 25. (In Korean)
Natrella, M. G., 1966, Experimental Statistics, National Bureau of Standards Handbook
91, United States Department of Commerce, Washington, DC, Chapter 2, pp. 13-15