1. 서 론

국내 공동주택은 1980년대 산업화와 함께 대규모로 공급되기 시작하였으며, 이후 도시화와 인구 증가에 따라 급격히 확대되었다. 그러나, 준공 후 수십 년이 지난 다수의 공동주택은 구조성능 저하, 설비 노후, 주차 공간 부족 및 생활환경의 비효율성 등 다양한 문제를 야기하고 있다. 특히, 최근 주택 가격 급등은 기존 주택의 가치를 높이고 주거 환경을 개선하려는 사회적 요구를 더욱 증대시키고 있다.

기존 건축물의 활용 방안으로 재건축과 리모델링이 주목받고 있다. 그러나, 재건축은 인근 지역의 주택 가격 불안정 및 대규모 철거와 건설 폐기물 발생 등 사회적･환경적 부담이 크다는 점에서 제약이 있다. 반면, 리모델링은 기존 구조체를 활용해 환경 부담이 적은 장점이 있어 정부에서도 정책적 지원을 확대하고 있다. 실제로 서울과 수도권 신도시를 중심으로 일부 단지와 중소 단지에서 리모델링이 성공적으로 완료된 사례가 보고되고 있다. 다만, 현재는 주로 200세대 미만 소규모 단지 위주로 추진되어 시장 전반의 활성화에는 한계가 있다. 그럼에도 불구하고 리모델링 추진을 위한 조합 설립과 시공사 선정이 꾸준히 증가하고 있어 리모델링은 노후 공동주택 개선을 위한 중요한 대안으로 자리 잡을 것으로 기대된다.

정부는 리모델링 사업의 원활한 추진을 위해 용적률 향상 등 인센티브를 제공하고 있으며, 현행 법규상 수평 증축은 기존 전용면적의 최대 15.0 %, 수직 증축은 최대 3개 층까지 허용하고 있다. 리모델링 방식에는 수평, 수직 및 별동 증축이 있으나, 이 중 수평 증축은 사업 추진이 빠르고 정밀안전진단 기준이 비교적 덜 까다로워 가장 일반적으로 많이 채택되고 있다. 국내 리모델링 대상 공동주택은 대부분 내력벽을 주요 수직 부재로 사용하는 벽식구조로 설계되어 있어, 증축 시 구조적 안전성과 내진성능 확보가 필수적이다. 특히, 수평 증축에서는 기존 구조체와 신설 확장부 간의 일체성을 확보하는 접합부 성능이 전체 리모델링 구조 시스템의 안전성을 결정하는 핵심 기술요소로 작용한다^{(youm et al. 2019; Lee et al. 2021; Kim et al. 2022a, b, c; Yoon et al. 2022; Kim et al. 2024)}.

현재 수평 증축 리모델링 시 접합부에는 대부분 에폭시를 활용한 케미컬 앵커 방식의 철근 정착이 널리 사용되고 있다. 이 방식은 다수의 시공 사례를 통해 구조성능이 검증되었으나, ① 높은 자재비와 시공비, ② 시공 조건에 따른 품질관리의 어려움, ③ 에폭시의 장기 내구성 불확실성 등으로 공사비 증가의 주요 원인으로 지적되고 있다. 이에 대한 대안으로 기계적 맞물림 원리를 활용한 후설치 확장앵커 방식이 고려될 수 있다. 이 방식은 케미컬 앵커와 동등 이상의 구조성능을 발휘할 수 있으며, 품질관리와 시공성에서도 유리하다는 장점이 있다. 그러나, 국내 리모델링 현장에서는 사용 사례가 적고, 특히 벽식구조 수평 증축에서 요구되는 충분한 철근 이음 길이와 정착성능을 충족할 수 있는 구체적인 상세가 부족해 실용화에 한계가 있다. 따라서, 구조적 안전성을 확보하면서도 시공성과 경제성을 개선할 수 있는 새로운 기계식 접합 상세의 개발과 성능검증이 반드시 필요하다.

본 연구에서는 공동주택 수평 증축 리모델링 시 기존 및 신설 구조체 간 접합부에 적용 가능한 기계식 연결 공법을 제안하고자 한다. 제안된 공법은 기존 케미컬 앵커의 대안으로 우수한 구조성능과 시공성을 갖춘 후설치 확장앵커 및 헤드 스터드를 조립한 기계식 접합 상세이다. 또한, 제안된 접합 상세의 구조적 거동과 성능을 평가하기 위해 소재 및 부재 단위 실험을 수행하였고, 그 유효성을 검증하였다.

2. 기계식 접합 상세 개요

본 연구에서 개발한 기계식 접합 상세는 기존 부재에 설치되는 후설치 확장형 앵커(이하, 웨지 앵커)와 그 나사산부에 채결되어 신설 부재 내에 정착되는 헤드 스터드 형상의 연결재로 구성된 조립형 앵커 시스템이다. 웨지 앵커는 슬리브의 확장력을 통해 콘크리트와의 마찰 저항과 기계적 맞물림으로 지지력을 발현하며, 설치 즉시 하중 저항이 가능하다. 또한, 이 앵커는 기존 연구^{(Chae et al. 2023; Chae et al. 2025)}를 통해 슬리브와 헤드 상세를 개선함으로써, 균열 콘크리트에서도 높은 인발성능과 안정적인 변동계수를 확보한 것으로 확인되었다. 연결재는 웨지 앵커의 나사산에 체결되며, 상단부에 설계된 헤드의 지압을 통해 인장력에 저항하고, 몸체를 통해 전단력에 저항하여 신설 부재 내에서 충분한 정착성능을 확보하도록 설계되었다(Fig. 1).

(1) 기존 콘크리트 부재에 웨지 앵커 설치를 위한 홀을 천공한다. 단, 앵커 확장을 위한 토크는 가하지 않는다.

(2) 웨지 앵커의 나사산부에 연결재를 체결하여 신설 부내 내에서 요구되는 정착길이를 확보한다.

(3) 연결재 두부(헤드)를 조여 웨지 앵커에 규정된 토크를 가한다. 이 토크를 통해 웨지 앵커가 확장되어 기존 부재에 정착된다.

(4) 연결재 주변으로 신설 부재의 철근을 배근하고, 콘크리트를 타설하여 기존 및 신설 부재를 일체화한다.

Fig. 1 Mechanical joint details overview

3. 실험체 설계 및 계획

본 연구에서 개발한 기계식 접합 상세의 구조성능 및 적용성을 검증하기 위해, 다음의 연구를 수행하였다.

∙ 후설치 확장앵커의 기본 정착성능 검증

∙ 기계식 접합 상세의 실제 부재 적용성 평가

3.1 후설치 확장앵커의 기본 정착성능 검증

기존 부재에 설치되는 후설치 확장앵커의 정착성능을 평가하기 위해 단일 앵커에 대한 인발 및 전단시험을 수행하였다. 앵커는 리모델링 대상 슬래브의 두께를 고려하여 직경 10 mm로 선정하였으며, 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(ACI 355.2-19; KCI 2024)}에 따라 각 5개(최소 시험체 수)씩 총 10개로 계획하였다. 콘크리트는 1,800 mm×1,800 mm×300 mm(b×d×h) 크기의 무근 콘크리트 블럭으로 제작되었고, 압축강도는 저강도 콘크리트 범위(17~28 MPa)를 기준으로 21 MPa로 계획하였다. 28일 양생 후 평균 압축강도는 24.9 MPa로 나타나 시험 조건을 만족하였다. 시험체 제작과정 및 시험 Set-up은 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2 Single anchor performance test setup

3.2 기계식 접합 상세의 실제 부재 적용성 평가

공동주택 리모델링 시 기계식 접합 상세의 부재 적용성을 평가하기 위해, 기존 및 신설 슬래브 두께를 반영한 인발 및 면내 전단시험을 수행하였다. 이를 통해 제한된 연단거리 조건에서 접합 상세가 충분한 정착성능을 확보하였는지 평가하였다. 슬래브 두께는 실제 리모델링 사례를 기준으로 기존은 120 mm 및 130 mm, 신설은 150 mm로 계획하였다.

콘크리트는 21 MPa로 계획하였으며, 28일 양생 후 평균 압축강도는 24.5 MPa로 나타나 시험 조건을 만족하였다. 실험변수는 Table 1에 나타내었고, 실험체 상세 및 제작과정을 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3 An anchor performance test with old and new slabs

Table 1 Test variable

Contents		D (mm)	Type	Thk (mm)	$h_{ef}$ (mm)	EA
T	Old slab	M10	WA	120	50.0	5
				130		5
	New slab	M14	SC	150	140.0	5
S	Old slab	M10	WA	120	50.0	5
				130		5
	New slab	M14	SC	150	140.0	5

Notes: T: tension test; S: shear test; D: diameter; WA: wedge anchor; SC: shear connection; Thk: thic kNess; $h_{ef}$: effective embedded depth

4. 실험결과

4.2 기계식 접합 상세의 실제 부재 적용성 평가

기계식 앵커 접합상세의 실제 부재 적용성을 평가하기 위해, 단일 앵커에 대한 인장 및 전단성능시험을 수행하였다. 시험으로부터 얻은 결과는 식 (1)을 적용하여 특성강도($F_{5\%}$)로 계산하였고, 콘크리트용 앵커 설계기준^{(ACI 318-19; KCI 2021)}에서 규정하는 공칭강도와 비교하여 제안된 접합 상세의 정착성능을 평가하였다. 웨지 앵커의 시험결과는 Table 3 및 Fig. 4, 연결재의 시험결과는 Table 4 및 Fig. 5에 정리하였다. 앵커 설계기준에 따르면, 인장 또는 전단하중을 받는 앵커의 공칭강도는 예상되는 파괴모드별 저항강도 중 최소값으로 결정된다^{(Yun and Park, 2015)}.

본 연구에서는 다양한 파괴모드 중 지배적으로 고려되는 콘크리트 브레이크아웃파괴에 대한 공칭강도를 기준으로, 특성강도와 비교･분석하였다. 공칭 인장강도($N_{n}=N_{cb}$)는 식 (2) 및 식 (3), 공칭 전단강도($V_{n}=V_{cb}$)는 식 (4) 및 식 (5)를 통해 각각 계산할 수 있다.

(2)

$N_{cb}=\dfrac{A_{Nc}}{A_{Nco}}\psi_{ed,\: N}\psi_{c,\: N}\psi_{cp,\: N}N_{b}$

(3)

$N_{b}=k_{c}\sqrt{f_{ck}}h_{ef}^{1.5}$

여기서, $A_{Nc}$는 인장을 받는 앵커의 콘크리트 브레이크아웃 파괴체 투영면적, $A_{Nco}$는 연단거리가 1.5hef 이상인 단일 앵커 파괴면의 투영면적, $\psi_{ed,\: N}$는 연단거리 영향에 대한 인장강도 수정계수, $\psi_{c,\: N}$는 균열 유무에 따른 인장강도 수정계수, $\psi_{cp,\: N}$는 인장을 받는 앵커의 콘크리트 쪼개짐에 대한 수정계수, $k_{c}$는 기본 콘크리트 브레이크아웃강도계수, $f_{ck}$는 콘크리트 설계기준 압축강도, $h_{ef}$는 유효묻힘깊이이다.

(4)

$V_{cb}=\dfrac{A_{Vc}}{A_{Vco}}\psi_{ed,\: V}\psi_{c,\: V}\psi_{h,\: V}V_{b}$

(5)

$V_{b}=\left(0.6\left(\dfrac{l_{e}}{d_{a}}\right)^{0.2}\sqrt{d_{a}}\right)\sqrt{f_{ck}}\left(c_{a1}\right)^{1.5}$

여기서, $A_{Vc}$는 전단을 받는 앵커의 콘크리트 브레이크아웃 파괴체 투영면적, $A_{Vco}$는 연단거리가 1.5hef 이상인 단일 앵커 파괴면의 투영면적, $\psi_{ed,\: V}$는 연단거리 영향에 대한 전단강도 수정계수, $\psi_{c,\: V}$는 균열 유무에 따른 전단강도 수정계수, $\psi_{h,\: V}$는 $h_{a}<1.5c_{a1}$인 부재에 설치된 앵커의 전단강도 수정계수, $l_{e}$는 앵커의 지압저항길이, $d_{a}$는 앵커의 외경, $c_{a1}$는 앵커 샤프트 중심으로부터 콘크리트 단부까지 거리이다.

Fig. 4 Tension strength and failure mode of wedge anchors and connectors under tension loads

Fig. 5 Shear strength and failure mode of wedge anchors and connectors under shear loads

Table 3 Results of the tension test of a single anchor according to the thic kNess of the concrete member

Variable		Thk (mm)	Result		1	2	3	4	5	$F_{m}$ (kN)	$\nu$ (%)	$F_{5\%}$ (kN)	$N_{n}$ (kN)	Ratio (%)
T	WA	120	$N_{b}$	(kN)	17.5	18.7	17.8	18.8	19.9	18.5	4.2	15.9	10.3	154.3
			$\delta$	(mm)	3.8	7.7	6.9	6.8	5.5	6.1
			F.M.		CS	CB	CB	CB	CB	-
		130	$N_{b}$	(kN)	19.4	18.5	18.4	18.9	19.3	18.9	2.0	17.6	12.4	142.1
			$\delta$	(mm)	6	9.8	4	6	6.5	6.5
			F.M.		CB	CB	CB	CB	CS	-
	SC	150	$N_{b}$	(kN)	40.8	40.6	45.5	42.5	46.2	43.1	4.9	35.9	29.6	121.3
			$\delta$	(mm)	4.5	3.2	2.7	3	3.2	3.3
			F.M.		CB	CB	CB	CB	CB	-

Notes: T: tension test; $N_{b}$: test results; $F_{m}$: mean failure capacity; $\nu$: coefficient of variation; $F_{5\%}$: characteristic strength; $N_{n}$: nominal strength; F.M.: failure mode; CS: concrete splitting failure; CB: concrete breakout failure

Table 4 Results of the shear test of a single anchor according to the thic kNess of the concrete member

Variable		Thk (mm)	Result		1	2	3	4	5	$F_{m}$ (kN)	$\nu$ (%)	$F_{5\%}$ (kN)	$V_{n}$ (kN)	Ratio (%)
S	WA	120	$V_{b}$	(kN)	23.7	28.9	23.3	25.4	24.2	25.1	7.4	18.8	7.8	241.1
			$\delta$	(mm)	32.5	24.3	30.7	26.5	30.2	28.8
			F.M.		CB	CB+PO	CB	CB	CB	-
		130	$V_{b}$	(kN)	23.2	25.9	25.5	24.3	27.2	25.2	5.0	21.0	8.4	249.6
			$\delta$	(mm)	25.6	27.2	26.9	24.5	31.4	27.1
			F.M.		CB+PO	CB	CB	CB	CB+SF	-
	SC	150	$V_{b}$	(kN)	26.6	26.0	25.8	26.2	26.1	26.1	0.9	25.3	12.9	196.3
			$\delta$	(mm)	13.3	17.6	15.4	14.4	13.2	14.8
			F.M.		CB	CB	CB	CB	CB	-

Notes: S: shear test; $V_{b}$: test results; $F_{m}$: mean failure capacity; $\nu$: coefficient of variation; $F_{5\%}$: characteristic strength; $N_{n}$: nominal strength; F.M.: failure mode; CB: concrete breakout failure; PO: pry-out failure; SF: steel failure

4.2.1 인장 저항력 및 변동계수 평가

기존 슬래브를 모사한 120 mm 및 130 mm 두께의 콘크리트에서 웨지 앵커의 인발시험결과, 시험으로부터 얻은 특성강도 $F_{5\%}$는 각각 15.9 kN 및 17.6 kN으로 나타났다. 이는 설계기준에 따라 계산된 공칭 인장강도 $N_{cb}$(각각 10.3 kN 및12.4 kN) 대비 약 54.4 % 및 42.0 % 정도 높은 값으로, 기준에서 요구하는 강도를 상회하는 성능을 확보하였다. 또한, 해당 앵커 시리즈의 변동계수 $\nu$는 각각 4.2 %와 2.0 %로 나타나, 극한인장하중에 대한 변동계수 허용기준인 15 % 이내를 만족함으로써 일관성 성능을 보이는 것으로 평가되었다.

150 mm 두께의 콘크리트 부재에 설치된 연결재의 인발시험결과, 특성강도는 35.9 kN으로 나타났다. 이는 공칭 인장강도(29.6 kN) 대비 약 21.3 % 상회하는 수준으로, 제안된 연결재도 우수한 인장 저항능력을 확보한 것으로 평가하였다. 또한, 연결재의 변동계수도 약 4.9 %로 나타나 허용기준을 만족하였으므로, 안정적인 정착성능도 함께 확보한 것으로 평가되었다.

4.2.2 인장하중에 대한 앵커의 파괴모드

일반적으로 기계식 후설치 확장앵커는 부재 두께 감소로 연단거리가 제한되면 쪼개짐 파괴로 인해 정착성능이 저하된다. 이는 슬리브 확장 시 발생하는 인장응력에 저항할 콘크리트의 유효 저항면적이 부족하기 때문이다. 그러나, Table 3의 시험결과에 따르면, 웨지 앵커는 콘크리트 브레이크아웃파괴가 지배적으로 관찰되었다. 이러한 결과는 앵커에 가장 인접한 연단거리(면외방향)로 초기 균열의 확장 및 진전이 억제되는 동안, 충분한 저항면적이 확보된 면내방향으로 응력이 효과적으로 분산되어 파괴면 형성이 유도되었기 때문으로 판단된다. 이러한 결과로 인해 웨지 앵커는 제한된 연단거리 조건에서도 충분한 인장 저항력과 함께 구조적 안전성을 확보할 수 있는 것으로 판단된다.

연결재의 인발시험결과, 모든 앵커 시리즈에서 연결재 축을 따라 콘크리트 모재가 수직으로 갈라지는 파괴양상이 관찰되었다. 이는 연결재 헤드의 지압력이 콘크리트 내부로 전달될 때, 제한된 연단거리로 인해 연결재 축의 수직방향으로 발생하는 인장응력에 저항할 단면적이 부족하여 나타난 결과로 판단된다. 다만, 이 과정에서 연결재의 항복 또는 손상은 관찰되지 않았다. 이를 통해 연결재는 콘크리트 파괴 시점까지 충분한 강도와 강성을 유지하며, 우수한 인장 저항력을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

4.2.3 전단 저항력 및 변동계수 평가

기존 슬래브를 모사한 120 mm 및 130 mm 두께의 콘크리트에서 웨지 앵커의 전단시험결과, 특성강도는 각각 18.8 kN 및 21.0 kN으로 나타났다. 이는 설계기준에 따른 공칭 전단강도 $V_{cb}$(각각 7.8 kN 및 8.4 kN) 대비 약 141.0 % 및 150.0 % 높은 값으로, 우수한 전단 저항력을 확보하였다.

Table 4의 시험결과에 따르면, 150 mm 두께의 콘크리트 부재에 설치된 연결재의 전단시험결과, 특성강도는 25.3 kN으로 나타났다. 이는 공칭 전단강도 대비 약 96.1 % 정도 높은 값으로, 제안된 연결재도 우수한 전단 저항력을 확보하고 있음을 확인하였다.

현행 앵커 설계법에 따르면, 전단하중을 받는 앵커의 변동계수를 평가하기 위한 기준은 제시되어 있지 않다. 다만, 시험에 사용된 모든 앵커 시리즈의 변동계수가 약 8.0 % 미만으로 나타나, 기계식 접합 상세는 높은 전단 저항력과 함께 안정적인 성능을 확보한 것으로 평가되었다.

4.2.4 전단하중에 대한 앵커의 파괴모드

웨지 앵커의 전단시험결과, 모든 콘크리트 부재에서 콘크리트 브레이크아웃파괴가 지배적으로 관찰되었다. 설계기준^{(KCI 2021)}에 따르면, 가장자리로부터 멀리 떨어져 설치된 앵커는 강재파괴 또는 프라이아웃파괴에 지배적이다.

본 시험에서는 전단력이 작용하는 면내방향의 연단거리 $c_{a1}$는 충분했으나, 면외방향의 연단거리 $c_{a2}$는 전단 저항에 필요한 연단거리가 불충분하였다. 이로 인해 앵커에 작용하는 전단응력이 유효 저항면적이 부족한 면외방향으로 집중되어 연단부의 콘크리트 파괴가 지배적으로 나타난 것으로 판단된다. 다만, 제한된 연단거리 조건에서도 웨지 앵커는 설계기준에서 요구하는 전단강도 이상의 충분한 성능을 확보할 수 있는 것으로 평가되었다.

연결재의 전단시험결과, 모든 시험체에서 전단력 방향(연결재 전면부)으로 콘크리트 모재가 갈라지는 파괴양상이 관찰되었다. 전단력을 받는 연결재는 충분한 강도와 강성을 통해, 전면부 콘크리트에 지압응력이 집중된다.

이로 인해 연결재 주변 콘크리트 내부에 인장응력이 발생하게 된다. 그러나, 면외방향으로 연단거리가 제한되어 쪼개짐 인장 응력에 저항할 유효 저항면적이 부족했고, 이에 콘크리트 연단부에서 쪼개짐에 의한 파괴가 나타난 것으로 판단된다. 다만, 이 과정에서 연결재의 변형이나 손상은 관찰되지 않았으며, 특성강도는 공칭강도를 상회하였다. 따라서, 연결재는 설계기준에서 요구하는 최소 전단성능을 충분히 확보한 것으로 평가되었다.

5. 결 론

본 연구에서는 수평 증축 시 기존에 널리 사용된 케미컬앵커 방식의 철근 정착을 대체할 수 있는 방안으로, 우수한 구조성능과 시공성을 갖춘 후설치 확장앵커 및 연결재를 조립한 기계식 접합상세를 개발하였다. 해당 접합상세의 구조적 거동과 성능을 평가하기 위해 소재 단위 실험을 수행하였고, 이로부터 얻은 주요 결과는 다음과 같다.

1) 기존 콘크리트 부재에 설치되는 후설치 확장앵커의 인발 및 전단시험결과, 모든 앵커의 특성강도 $F_{5\%}$는 제조사에서 제시한 기준값과 동등하거나 이를 상회하는 성능을 나타내었다. 따라서, 웨지 앵커는 인장 및 전단에 대한 구조적 안전성과 신뢰성을 모두 확보한 것으로 평가되었다.

2) 제한된 연단거리(120 mm 및 130 mm)조건에서 웨지 앵커와 연결재의 인발 및 전단시험결과, 모든 앵커의 특성강도 $F_{5\%}$는 콘크리트용 앵커 설계기준^{(KCI 2021)}에서 명시한 공칭 인장 및 전단강도($N_{cb}$ 및 $V_{cb}$)를 상회하여 설계기준에서 요구하는 최소 공칭강도 이상의 충분한 성능을 확보할 수 있는 것으로 나타났다. 또한, 신설 슬래브에 설치되는 연결재의 경우, 인장 및 전단하중에 대하여 강재 항복 및 손상은 관찰되지 않았으므로 콘크리트 파괴시점까지 충분한 강도와 강서을 유지할 수 있음을 확인하였다. 따라서, 개발한 접합 상세는 실제 부재에 적용 시 적합한 것으로 평가되었다.

3) 150 mm 연단거리 조건에서 웨지 앵커와 연결재의 인발 및 전단시험결과, 모든 앵커의 특성강도 $F_{5\%}$는 콘크리트용 앵커 설계기준^{(KCI 2021)}에서 명시한 공칭 인장 및 전단강도($N_{cb}$ 및 $V_{cb}$)를 상회하여 설계기준에서 요구하는 최소 공칭강도 이상의 충분한 성능을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.