2.1 기계식 후설치 앵커 이론

콘크리트용 앵커 설계 기준^{(KDS 14 20 54: 2021)} 및 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(KCI-M-24-018)}에 따르면 기계식 후설치 앵커는 슬리브와 콘크리트 사이의 마찰력과 걸림력을 통해 정착하는 앵커이다. 기계식 후설치 앵커로는 비틀림 제어 확장앵커, 언더컷 앵커 및 변위 제어 앵커 등이 있다.

인장하중을 받는 후설치 앵커의 강도설계법은 Fig. 1과 같은 파괴모드로 구분할 수 있으며, 이 중 가장 작은 값을 앵커의 설계강도로 결정한다. 강재 강도에 지배적인 파괴모드로는 앵커가 파단되는 강재파괴가 있으며, 콘크리트 파괴에 의한 파괴모드는 콘크리트 브레이크아웃파괴, 콘크리트 측면파열파괴, 뽑힘파괴 및 쪼개짐 파괴로 구분할 수 있다^{(EOTA 2013; ACI 355.2 2019)}.

후설치 앵커는 연성 강재의 강도가 지배하도록 설계하지 않는다면, 일반적으로 콘크리트 브레이크아웃강도를 설계강도로 결정한다. 콘크리트 브레이크아웃파괴 $N_{cb}$는 식 (1)을 통해 계산할 수 있으며, 단일 앵커의 공칭강도(기본 콘크리트 브레이크아웃강도)는 식 (2)를 통해 계산할 수 있다.

Fig. 1 Failure mode of anchor ^{(Chae et al. 2023a)}

2.2 비틀림 제어 확장앵커 개요

본 연구에서는 기존 연구^{(Chae et al. 2023a; Chae et al. 2025a; Chae et al. 2025b)}를 통해 구조상세를 개선하여 콘크리트에 대한 인장 저항력이 향상되었고, 안정된 변동계수를 통해 구조적 안전성과 신뢰성을 확보한 비틀림 제어 확장앵커를 대상으로 연구를 수행하였다. 이 앵커는 슬리브가 확장되면서 슬리브와 콘크리트 사이에서 작용하는 마찰 저항과 걸림력을 통해 콘크리트에 지지력을 발현한다.

슬리브 및 헤드상세가 개선됨에 따라 슬리브와 콘크리트가 맞닿는 면적이 증가하여 콘크리트에 대한 마찰 저항력이 향상되었다. 또한, 슬리브의 날개 너비가 증가함에 따라 슬리브 사이의 간격이 좁아졌다. 이는 슬리브가 확장될 때, 편중된 확장을 방지하여 슬리브의 균일한 확장력을 확보할 수 있으므로, 앵커 간의 변동률이 매우 작게 나타남을 확인하였다. 비틀림 제어 확장앵커에 대한 상세는 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2 Shape of anchor ^{(Chae et al. 2023b)}

3.1 실험변수 계획

본 연구에서는 비틀림 제어 확장앵커 중 비구조재용인 M10 및 M12와 앵커와 구조재용인 M16 앵커를 대상으로 연구를 수행하였다. 실험을 위한 주요 변수로는 앵커의 강도에 영향을 주는 요인인 묻힘깊이와 앵커의 파괴모드에 따른 파괴 각도를 변수로 계획하여 성능실험을 수행하였다. 콘크리트 모재는 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집의 저강도 콘크리트 강도 범위(17~28 MPa)에 따라 24 MPa로 계획하였다. 시험에 사용된 앵커의 수는 앵커 시험 프로그램에서 규정하고 있는 최소 시험체 개수를 따라 5개 이상으로 계획하였다.

실험을 위한 주요 변수는 Table 1에 나타내었다. 각 직경별 앵커의 묻힘깊이 $h_{ef}$는 표준묻힘깊이(standard), 중간묻힘깊이(average) 및 짧은묻힘깊이(Short)로 계획하였다. 표준묻힘깊이와 짧은묻힘깊이는 제조사에서 제공한 값이며, 중간묻힘깊이는 표준묻힘깊이와 짧은묻힘깊이의 평균값이다. 묻힘깊이로 인한 앵커의 강도와 변동성의 차이를 분석하기 위해 묻힘깊이를 주요 변수로 설정하였다. 여기서, 표준묻힘깊이는 기준값이 되는 변수이므로, 충분한 시험결과를 통해 앵커 강도의 경향성을 분석하기 위해서 시험체 수량을 추가로 계획하여 연구를 수행하였다.

3.2 성능시험계획

시험을 위한 콘크리트 모재는 1,800 mm×1,800 mm×300 mm(b×d×h)의 규격으로 계획하였다. 이때, 콘크리트 내부에 배근된 철근이 앵커의 인발성능 변화에 영향을 미칠 수 있으므로, 철근의 배근 간격을 앵커의 묻힘깊이의 3배 이상으로 계획하여 시험체를 제작하였다. Fig. 3은 콘크리트 시험체 제작 및 앵커 설치 과정을 나타내었다. 이때, 콘크리트 시험체 표면의 평탄성을 확보하기 위해 콘크리트 내 철근을 뒤집어서 배근한 후 타설하였고, 양생이 완료된 후에 원래 상태로 뒤집어서 시험을 수행하였다. 이는 앵커의 설치 과정의 오차를 줄이고, 실험 시 앵커 축에 정확한 하중을 가력하기 위함이다.

Fig. 3 Manufacturing of specimens

Fig. 4는 비틀림 제어 확장앵커의 인발시험을 위한 셋팅 계획을 나타내었다. 콘크리트 시험체에 앵커를 설치한 후, 앵커를 중심으로 지그를 배치하였다. 지그 상부에 하중측정장치(load-cell)과 유압장치(oil jack)을 설치하였고, 인발 시 앵커의 변위를 측정하기 위해 유압잭 상부에 변위계(LVDT)를 설치하였다. 이후 앵커에 체결된 커플러와 로드셀, 유압잭을 전산볼트로 관통 체결하여 일체화하였다.

Fig. 4 Tension test set-up

4.1 재료시험

콘크리트 설계기준 압축강도는 시험규정에 따라 저강도 콘크리트(24 MPa)로 계획하였다. Table 2는 28일 양생 후 콘크리트 압축강도 시험 결과를 나타내었으며, 평균 압축강도는 24.6 MPa로 나타나 시험규정에서 명시하고 있는 강도 범위를 만족하였다.

4.2 묻힘깊이에 따른 앵커 인발시험

Table 3 및 Fig. 5는 각 직경별 앵커의 인발시험결과를 나타내었다. M10 앵커의 인발시험결과, 모든 묻힘깊이에서의 앵커의 변동계수는 약 5.0~7.5 %로 나타나 극한인장하중의 허용기준 변동계수인 15 % 이내를 충족하였다. 다만, 짧은 묻힘깊이의 경우 표준 묻힘깊이와 중간 묻힘깊이에 비해 변동계수가 상대적으로 높게 나타났다. 이는 앵커의 묻힘깊이가 짧을수록 하중을 콘크리트 모재로 분산하기 위한 콘크리트의 단면적(체적)이 줄어들고, 콘크리트 재료의 불확실성과 시공 오차에 의한 성능저하의 영향이 더욱 민감하게 작용했기 때문에 나타난 결과로 판단된다.

M12 앵커의 인발시험결과, 모든 묻힘깊이에서 앵커의 변동계수는 약 3.5~4.0 %로 나타나 극한인장하중에 대한 변동계수 허용기준을 만족하였다. M12 앵커의 경우도 묻힘깊이에 따른 변동계수의 변화폭이 관찰되었지만, M10 앵커 대비 변동계수의 폭이 상대적으로 작게 나타나 앵커의 직경변화가 균일한 인발성능을 확보하는 데 영향을 미침을 확인할 수 있었다.

M16 앵커의 인발시험결과, 모든 묻힘깊이에서 앵커의 변동계수는 약 4.3~5.4 %로 나타나 극한인장하중에 대한 허용기준을 만족하였다. M16 앵커도 다른 앵커와 마찬가지로 묻힘깊이가 짧을수록 콘크리트의 불확실성과 시공 오차의 영향으로 인해 변동계수가 크게 나타나는 경향이 확인되었다. 다만, 다른 직경의 앵커 대비 묻힘깊이가 증가할수록 변동계수가 낮아지는 경향이 선형적으로 나타나 앵커의 직경이 균일한 인발성능을 확보하는 데 기여했음을 알 수 있다.

Table 4는 특성강도와 공칭강도를 비교하여 분석한 표이다. M10 앵커는 공칭강도 대비 시험결과 표준묻힘깊이는 1.26, 중간묻힘깊이는 1.19, 짧은묻힘깊이는 0.87로 나타났다. 중간묻힘깊이와 표준묻힘깊이는 공칭강도를 상회하는 강도가 나오고 짧은 묻힘깊이에서는 공칭강도보다 낮은 강도가 발생하였다.

M12 앵커의 경우, 공칭강도 대비 특성강도의 비는 표준묻힘깊이 1.27, 중간묻힘깊이 1.13, 짧은묻힘깊이 1.23로 나타났다. 표준, 중간, 짧은묻힘깊이 조건에서 특성강도가 공칭강도를 상회하는 결과를 보였다.

M16 앵커의 공칭강도 대비 특성강도의 비율은 표준 묻힘깊이에서 1.50, 중간묻힘깊이에서 1.40, 짧은 묻힘깊이에서 1.28로 나타났다. 비구조재용 앵커(M10, M12)와 비교하여 구조재로 사용되는 M16 앵커는 공칭강도 대비 특성강도 비율이 상대적으로 더 높게 나타났으며, 특성강도가 공칭강도를 상회하였다.

묻힘깊이에 따른 인발 시험 결과를 정리하면 다음과 같다. 대부분의 앵커 시험군에서 특성강도가 공칭강도를 초과하는 것으로 나타났다. 이러한 경향은 앵커 기술의 발전과 성능 개선에 따라 기존 설계식으로 얻은 공칭강도보다 더 우수한 성능을 낼 수 있다고 판단된다. 다만, M10의 짧은 묻힘깊이 조건에서는 특성강도가 공칭강도의 약 0.87 수준으로 나타나 예외적인 결과를 보였다. 직경이 작을수록 인장력에 저항하기 위한 마찰 면적이 부족하기 때문에 강도저하에 큰 영향을 미친 것으로 판단된다.

현재 설계기준은 공칭강도와 실험값 중 작은 값을 설계강도로 적용하도록 규정하고 있다. 규정에 따르면, 앵커의 성능이 개선되었음에도 실제 구조 성능이 과소평가 되는 한계가 존재한다. 따라서, 설계식 개선을 통해 특성강도와 실제 구조적 거동을 정확하게 반영할 필요가 있다.

Fig. 5 Comparison of test result and nominal strength

4.3 묻힘깊이에 따른 앵커 파괴 각도시험

Table 5와 Fig. 6은 시험 중 측정된 파괴 각도 결과를 나타내었다. 표준묻힘깊이에서 M10은 25.3° M12는 23.4° M16은 22.0°의 파괴 각도로 측정되었으며, 표준묻힘깊이에서 가장 낮은 파괴 각도로 나타났다. 반면 중간 및 짧은묻힘깊이는 전반적으로 더 큰 파괴 각도가 측정되었다. 이는 묻힘깊이가 짧아질수록 파괴 면적이 작아져 상대적으로 응력 집중이 발생하고 파괴각이 가팔라진다고 판단된다. 반면 묻힘깊이가 깊을수록 하중이 넓은 면적으로 분산되면서 파괴각이 완만하게 형성되었다고 판단된다. 파괴 면적이 넓다는 것은 외력에 저항할 수 있는 면적이 증가함을 의미하며 외력에 대한 저항 성능이 향상됐다고 사료된다. 따라서 표준묻힘깊이에서 안정적인 콘크리트 브레이크아웃 파괴가 발생했다고 판단된다.

Fig. 7은 실험에서 측정된 파괴 각도와 이론 파괴 각도(35°)의 비율을 나타낸 그래프이다. 세로축이 1.0에 가까울수록 이론값과 유사함을 의미한다. 실험 결과, 모든 묻힘깊이 조건에서 파괴 각도는 이론 파괴 각도보다 작게 나타났다. 이는 현재 적용되는 설계식의 파괴 각도보다 실험으로 발생하는 파괴 면적이 더 넓게 발생함을 확인할 수 있다. 묻힘깊이별로 살펴보면, 앵커의 묻힘깊이가 짧아질수록 이론 파괴 각도에 근접하는 경향이 나타났다. 이러한 경향은 Fig. 8에서 확인할 수 있듯이 묻힘깊이가 감소할 경우, 콘크리트 브레이크아웃파괴가 발생할 때 외력에 저항할 수 있는 콘크리트의 저항 파괴 면적이 상대적으로 부족하기 때문으로 판단된다. 반대로 묻힘깊이가 클수록 하중을 전달하는 콘크리트의 저항 파괴 면적이 증가하여 하중 분산 효과가 증대된다. 이에 따라 파괴 각도가 감소하는 것으로 분석된다.

Fig. 6 Result of Failure angle test

반면, 중간묻힘깊이와 짧은묻힘깊이의 파괴 각도가 유사한 비율을 가지는 이유는, 묻힘깊이가 짧아질수록 앵커의 인발 강도는 감소한다. 그러나 앵커와 콘크리트의 걸림력에 의해서 콘크리트 브레이크아웃 파괴가 발생하는 최소한의 저항 파괴 면적이 유지되기 때문으로 판단된다. 이로 인해 앵커의 파괴 각도가 일정 수준 이상 증가하지 않는 것으로 사료된다.

Fig. 7 Ratio of experimental to theoretical failure angle

Fig. 8 Comparison of resisting failure area according to the variation in embedment depth