1. 서 론

최근 보다 효율적인 풍력터빈 개발과 함께 유럽 및 미국을 중심으로 육상풍력단지의 에너지 생산 효율성 및 경제성을 높이기 위해 기존 풍력단지의 수명연장 및 리파워링에 대한 관심이 증가하고 있다. 미국의 경우, 2000년 이전에 설치된 풍력터빈의 숫자가 전체의 약 12 %를 차지하나, 발전량은 총 풍력발전량의 2 %정도에 그치고 있어 기존 풍력터빈의 허브 높이와 로터 직경의 업그레이드를 통한 생산성 향상 및 수명연장을 추진하고 있다(^{U.S. EIA, 2016}; ^{Connaghan et al., 2017}). 유럽은 2016년 기준으로 15년 이상 된 노후 풍력터빈이 총 풍력발전량의 12 %를 차지하고 있으며, 2020년에는 28 %까지 증가할 전망이다(^{EWEA, 2016}). 이에 유럽 여러 나라에서는 노후 풍력발전단지의 수명연장 및 리파워링에 대한 관심과 함께 기술적, 경제적, 제도적으로 관련 연구가 진행되고 있다(^{Ziegler et al., 2018}). 국내도 2000년 초반 육상풍력발전 도입 초기에 조성된 육상풍력단지의 사용연한이 설계수명 20년에 이르고 있다. 특히 2003년까지 초창기 설치된 풍력터빈의 대부분이 1 MW 이하의 소용량 풍력터빈으로 에너지 생산 효율성 및 경제성이 낮아 기존 풍력단지의 리파워링을 위한 연구의 필요성이 있다(^{Kim et al., 2017}).

노후 풍력터빈의 리파워링은 기초를 포함한 기존 터빈을 제거한 후 터빈 및 기초를 고용량의 터빈으로 재설치하는 전면적 리파워링(full repowering)과 터빈 및 블레이드 등 일부만 교체 또는 업그레이드하고 타워 및 기초는 재사용하는 부분적 리파워링(partial repowering)으로 구분할 수 있다(^{DNV·GL, 2016a}). 기존 터빈용량보다 고용량의 신규 터빈으로 교체하기 위해서는 커진 터빈 크기 및 하중에 맞춰 타워 및 기초도 새롭게 설치되어야 하므로 기존 타워 및 기초를 그대로 재사용하는 것은 한계가 있다. 그러나 기초를 새롭게 건설하는 대신 기존 기초를 재사용하게 되면 건축폐기물 및 건설비용 감소로 환경적, 경제적 이점이 있다. 기초의 재사용을 위해서는 증가된 극한 및 피로하중에 효과적으로 저항할 수 있도록 구조적 보강이 필요하다. 특히, 커진 타워 직경에 맞춰 터빈 하중이 효과적으로 지반에 전달되도록 기초를 재설계 및 보강하는 것이 중요하다. 기존 육상풍력터빈 기초의 재사용을 위해 ^{He et al.(2018)} 및 ^{Chen et al.(2020)} 등 몇몇 연구가 최근 진행되고 있다. 그러나 이들 연구는 확대기초 콘크리트의 균열 및 손상으로 저하된 구조성능을 보강하거나 확대기초에 매입된 앵커링(anchor ring) 주변 피로수명을 개선하기 위해 페데스탈 주변을 철골 및 콘크리트 구조물로 보강하는 방법으로 기존 타워를 그대로 사용할 경우에만 적용 가능하다. 반면, 신규 타워와의 연결 및 안전성 확보를 위해 기존 기초를 보강하는 방법 관련해서는 확대기초의 페데스탈 단면을 키워 신규 타워 직경에 맞는 앵커부를 만들거나, 기존 확대기초 위에 신규 콘크리트 기초부를 증설하는 방법 등이 제안되고 있다(^{Waldron et al., 2018}; ^{Jeong et al., 2019}). 이러한 기존 기초부에 신규 기초부를 증설하는 방법들은 설계개념단계의 연구로 신․구 콘크리트 구조물의 일체거동을 위한 자세한 설계지침 및 구조성능 검증에 대한 연구는 아직 보고된바 없다. 또한, DNV GL (^{DNV·GL, 2016b}) 및 UL (^{UL-4143, 2016})에서는 육상 및 해상 풍력터빈의 수명연장을 위한 기술 요구사항에 대해서는 기술되어 있으나, 기존 지지구조물을 재사용하기 위한 지침 및 방법에 대해서는 따로 기술되어 있지 않다. 이와 같이 수명연장 및 부분적 리파워링을 위한 기초 보강사례는 간간이 보고되고는 있으나, 풍력발전 도입이 빨랐던 유럽 및 미국에서조차 육상풍력터빈 기초의 재사용을 위한 설계기술 및 연구는 아직 시작단계라 할 수 있다.

본 연구에서는 국내 육상풍력발전 도입 초창기부터 가장 보편적으로 사용되고 있는 확대기초(spread footing)의 재사용을 위해 기존 확대기초 위에 새로운 콘크리트 기초부를 증설하는 보강방법 및 앵커부 구조디테일에 대해 검토하였다. 그리고 신․구 콘크리트의 일체화 거동을 유도하기 위해 고안된 앵커부의 구조디테일 및 연결재(connectors)를 실험변수로 정적반복가력실험을 수행하여 보강된 확대기초의 하중저항성능 및 거동을 평가하였다.

2. 확대기초의 설계 및 보강방법

2.1 확대기초 앵커부 설계

육상풍력터빈 확대기초 앵커부에 대한 국내 설계지침은 따로 정립되어 있지 않다. 일반적으로 기존 콘크리트 구조물의 기초 및 앵커 관련 국내․외 설계기준을 참고하여 설계한다(^{Svensson, 2012}; ^{Stavridou et al., 2015}; ^{Jang et al., 2019}). 콘크리트용 앵커강도 관련해서는 국토교통부(^{KDS 14 20 54, 2016}) 및 미국콘크리트학회(^{ACI 318-02, 2008})에서 발간한 콘크리트용 앵커 설계기준에 인장하중을 받는 앵커의 강재강도(steel strength), 콘크리트 파괴강도(concrete breakout strength), 뽑힘강도(pullout strength) 및 콘크리트측면파열강도(concrete side-face blowout strength)에 대한 평가식이 주어져 있다. 그러나 Fig. 1과 같이 다수 앵커볼트의 묻힌 단부 쪽에 한 개의 앵커플레이트로 연결된 앵커그룹 또는 매립깊이가 635 mm 초과하는 깊은 앵커는 적용범위 밖이다. EUROCODE (^{EN 1992-1-1, 2004})에서는 Eqs. (1) and (2)에 의해 산출된 앵커부 최대 압축응력은 허용압축응력을 만족하고, 최대 인장력에 대해서는 충분한 철근량이 확보되도록 규정하고 있다. 이와 같이 압축응력 및 인장력에 대한 안전성을 별도로 고려하면 앵커부가 과설계(over design) 될 우려가 있다. 따라서 콘크리트 및 철근의 분담력을 복합적으로 고려하여 내력을 평가할 필요가 있다. 이에 본 연구에서는 일본토목학회에서 발간한 풍력발전설비 지지구조물 설계지침(^{JSCE, 2010})을 준용하여 평가하였다.

여기서 ${\sigma }_{\max }$는 앵커부 최대 압축응력 및 인장응력[N/mm²], $F_z$는 타워로 부터의 연직하중[kN], $A_{ring}$은 플랜지부의 면적[m²], $D_m$은 등가 앵커링의 평균직경[m], $s$는 플랜지의 폭[m], $M_d$는 플랜지 설계모멘트[kN‧m], $W$는 등가 앵커링의 단면계수[m³], $F_T$는 앵커부 최대 인장력[kN]을 나타낸다.

Fig. 1은 확대기초의 구성 및 하중전달메커니즘을 나타낸다. 확대기초는 자중 및 상재 토양의 중량과 기초 지반의 지내력(soil bearing)으로 타워의 전도에 저항하는 중력식 기초이다(gravity foundation). 확대기초는 일반적으로 타워의 고정을 위한 앵커부(anchorage part)와 타워에서 전달된 하중을 지반에 고르게 분산시켜주는 슬래브(slab)로 구성된다. 앵커부 형식은 타워가 기초부에 연결되는 방법에 따라 앵커링(anchor ring) 또는 앵커볼트(anchor bolts) 방식으로 구분되나 설계개념은 동일하다(Figs. 1(b) and 1(c) 참조). 앵커부는 인발(uplift) 및 압축(compressive)에 의한 콘크리트 콘 파괴(concrete cone failure)가 발생하지 않도록 설계되어야 한다. Fig. 1. Configuration and Load Transfer Mechanisms of a Spread Footing

풍력발전설비 지지구조물 설계지침(^{JSCE, 2010})에 따르면 앵커볼트(또는 앵커링)의 인발에 대한 허용인장력 $P_a$는 콘크리트의 분담력 $P_{ac}$와 철근의 분담력 $P_{as}$의 합으로 Eq. (3)과 같고, 단위는 앵커볼트의 원주 단위길이당 허용인장력으로 표시한다.

여기서 $P_{ac}$는 인발에 대한 16분담력[N/mm]을, $P_{as}$는 인발에 대한 철근의 분담력[N/mm]을 나타낸다.

콘크리트의 분담력 $P_{ac}$는 콘크리트 압축강도 $\sqrt{F_c}$와 콘 파괴면의 유효수평투영길이 $D_c$에 비례하고 앵커부의 치수비(a/d), 치수효과, 앵커볼트의 매입깊이비(r/d) 및 초기 축력에 의존하는 값으로 Eq. (4)와 같다(Fig. 2 참조).

여기서 ${\beta }_{ad}=-0.4(a/d-1.0{)}^2+1.0$는 치수비 보정계수( $0.82$ $\le {\beta }_{ad}\le 1.0$), ${\beta }_{rd}=0.5(r/d-2.0{)}^2+0.5$는 매입 깊이비 보정계수( $0.5\le {\beta }_{rd}\le 1.0$), ${\beta }_d=\sqrt{1/d}$는 치수효과 보정계수( ${\beta }_d$ $\le 1.5$), ${\beta }_n=1-1/2({\sigma }_n/f_n)$는 초기 축력 보정계수( ${\sigma }_n/f_n\le$ $0.4$)를 나타내고, ${\sigma }_n$은 앵커볼트의 원주 단위길이당 초기 축력[N/mm], $f_n$은 원주 단위길이당 지압력( $f_n=\sqrt{D_c/D_o}{F}_c{D}_o$, $\sqrt{D_c/D_o}\le 10$)[N/mm]을 나타낸다.

철근의 분담력 $P_{as}$는 콘 파괴 단면을 종단하는 연직 철근이 콘 파괴를 방지하는데 기여하는 효과를 고려한 값으로 연직 철근의 배근위치에 따라 Eq. (5)으로 표현된다.

여기서 $A_{sm}$ 및 $A_{ss}$는 각각 콘 파괴면을 종단하는 연직 철근 중심에서 앵커플레이트 바깥 테두리까지의 거리가 a/2보다 먼 연직 철근의 단면적과 a/2보다 가까운 연직 철근의 단면적[mm²/mm]을, $f_s$는 철근의 항복강도[N/mm²]를 나타낸다.

2.2 확대기초 보강방법

본 연구에서는 제주 행원풍력발전단지의 V47터빈(660 kW)을 대상으로 보강계획을 수립하였다(Fig. 3 참조). 대상 터빈은 2002년부터 가동하여 17년 정도 운영된 노후 터빈으로 현재 기존 터빈을 2 MW 이상의 신규 터빈으로 교체하는 방안에 대해 검토 중에 있다. 이에 본 연구에서는 앵커링 방식의 기존 확대기초를 보강하여 신규 터빈의 기초부로 재사용하는 방안에 대해 검토하였다. 기존 확대기초를 재사용하기 위해서는 증가된 신규 터빈용량에 맞춰 확대기초의 매스(mass)를 늘리거나 하중분담을 위한 별도의 보강이 필요하다. 또한 신규 타워의 설치를 위한 연결장치(transition piece) 또는 새로운 하중경로에 대한 앵커부 설계가 필요하다. 본 연구에서는 Construction Scotland Innovation Center (^{Waldron et al., 2018})의 연구사례를 참고하여 Fig. 4와 같이 기존 확대기초 위에 새로운 콘크리트 기초부를 증설하는 슬래브 확장 보강방법을 채택하였다. 커진 타워 직경에 맞춰 앵커부의 직경을 확장하고 앵커볼트(anchor bolt)는 타워 플랜지 하부에 위치시켜 타워 플랜지에 직접 연결되도록 설계하였다. 앵커볼트 주변으로는 바깥쪽 콘 파괴면을 종단하는 전단철근(Z-bow) 및 상부철근(top bar)을 방사형으로 배치하고, 앵커링 둘레방향으로 만들어진 배근용 홀(hole)을 관통시켜 정착길이를 확보하였다. 하부철근(bottom bar)은 앵커플레이트 상부에 배치하고 커플러(coupler)를 이용하여 한쪽 끝을 앵커링 표면에 고정시켜 앵커의 인발에 일부 저항 가능하도록 설계하였다. 그리고 신․구 기초부의 일체화 거동을 위해 신․구 앵커부 경계면에는 Pile-sleeve를, 신․구 슬래브 경계면에는 Slab connector (U-anchor)를 추가하였다(Fig. 4 참조). Pile-slive는 앵커부 내 신․구 경계면에서 발생하는 전단슬립거동에 저항하기 위한 전단연결재이고, Slab connector는 신․구 콘크리트 분리에 저항하여 신․구 기초부의 일체화 거동을 향상시키기 위한 연결재이다.

3. 실험 개요

3.1 실험체 계획

앵커부의 구조디테일 및 연결재가 신․구 기초부의 일체화 거동 및 하중저항성능에 미치는 영향을 평가하기 위해 총 6개의 실험체를 제작하여 정적반복가력실험을 수행하였다. 본 실험에서는 전 실험체 모두 앵커부의 콘크리트 콘 파괴를 가정하여 설계하였다.

각 실험체의 구조디테일은 Fig. 5와 같다. 실험체 종류 및 제원은 Table 1에 정리하였다. 실험체는 앵커부 직경의 4배 범위까지를 절단한 부분축소모형(scale 1/10)으로 바닥 1400×1400 mm, 높이는 1400 mm로 동일하다. SFR은 신․구 기초부 분리 없이 일체로 된 확대기초의 구조성능을 확인하기 위해 일체로 제작되었으며 구조디테일은 SF2와 같다. SF1은 보강 기초부가 무배근 실험체이고, SF2는 상․하부 철근 및 전단철근(Z-bow)만을 배근하여 보강 기초부 철근 유무에 따른 구조성능 차이를 검토하였다. SF3은 앵커부 내 신․구 경계면의 전단슬립거동을 방지하기 위해 Pile- sleeve가 추가된 실험체이다. SF4는 앵커볼트 인발에 대한 저항력을 높이기 위해 하부 철근의 한쪽 끝을 앵커링 표면에 용접접합(coupler 대용)하였다. SF5는 신․구 콘크리트 슬래브의 일체화 거동을 향상시키기 위해 Slab connector (U-anchor)가 추가된 실험체이다. 실험체 제작 시 타워 하부 플래지와 앵커부 앵커볼트는 최대 10 kg․m 토크 값(항복강도의 70 % 이하)으로 체결되었다. 실험 직후 실시한 콘크리트 압축강도시험결과 및 제작사에서 제공한 철근, 앵커볼트, 앵커링의 재료특성을 Table 2에 정리하였다. 본 연구에서는 앵커부의 콘크리트 콘 파괴를 가정하므로, 앵커부의 허용인장력 산정 시 콘크리트 압축강도는 보강 기초부의 콘크리트 압축강도 42.5 MPa을 사용하였다.

3.2 실험방법 및 계측계획

실험은 Fig. 6과 같이 세팅 후 수평방향으로 정적반복가력실험을 수행하였다. 가력 시 모멘트에 의한 실험체의 상하 거동을 방지하기 위해 실험체 상부 4지점을 고정하였으며, 수평방향의 슬립(slip)을 방지하기 위해 실험체 전후에 고정용 지그를 설치하였다. 가력은 500 kN 액추에이터(actuator)를 사용하였으며, 가력지점은 바닥에서 1,200 mm이다. 가력 시 엑츄에이터의 면외 거동(out-of-plane behavior)을 방지하기 위해 엑츄에이터 헤더와 타워 사이에 가력용 지그(loading jig)를 설치하였다. 하중제어는 가력지점의 수평변위를 바닥에서 가력지점까지의 높이로 나눈 수평변형각 R에 의한 변위제어로 실시하였다. 가력순서는 수평변형각 R=0.125, 0.25, 0.5, 0.75, 1.0, 1.5, 2.0, 3.0, 4.0 %로 증가시키면서 하중 스텝(step)별로 2사이클(cycle)씩 반복가력하였다. 단, 최대내력 도달 후 내력이 최대내력의 40 %이하로 감소하면 R=+4.0 % 첫 번째 사이클 가력 후 실험을 중단하였다.

실험체의 변형 측정을 위해 Fig. 7과 같이 변위계(LVDT) 및 스트레인게이지(strain gauge)를 설치하였다. 실험체 측면과 상부에는 변위계를 설치하여 수평 및 수직 변위를 측정하였다. 콘크리트 내부에는 가상의 콘크리트 콘 파괴면과 철근이 교차하는 위치와 앵커볼트 및 앵커링의 중요부위에 스트레인게이지를 부착하여 변형을 측정하였다. 그리고 콘크리트 표면에 50 mm 간격으로 그리드(grid) 표시하여 콘크리트 표면의 균열 및 진행을 관측하였다. 콘크리트 균열은 각 하중스텝의 첫 사이클마다 육안으로 관측하였다.

4. 실험 결과 및 분석

4.1 균열 및 파괴양상

Fig. 8은 실험 종료 후 기초부 윗면의 균열패턴 및 콘크리트 손상상태를 보여준다. 그림의 청색 및 적색은 각각 (+), (-)방향 가력 시 발생한 균열을, 음영부분은 피복콘크리트 손상부위를 표시한다. Fig. 9는 하중 스텝별 슬래브 상부에 설치된 변위계의 수직변위를 나타낸다. 전 실험체 모두 R=0.125 %에서 R=1.5 %까지는 페데스탈-슬래브 세그먼트 경계와 그 주변으로 다수의 균열이 발생하였으나, R=2.0 %부터는 실험체별로 균열패턴이 조금 상이하게 나타났다. 일체형 실험체 SFR에서는 슬래브 상부 중앙에 원형을 그리면서 균열이 크게 진행되다 R=3.0 %에서는 원형의 균열을 따라 피복콘크리트가 들려올라오는 인발파괴가 발생하였다. 무배근 보강 실험체 SF1은 R=2.0 %부터는 새로운 균열 발생 보다는 페데스탈-슬래브 세그먼트 경계에 발생한 균열의 확장이 두드러지게 나타났다. 배근 보강 실험체 SF2~SF5는 슬래브 상부에 SFR과 유사한 원형 균열이 발생하였으나, 그 보다는 앵커부 인발거동에 의해 페데스탈-슬래브 세그먼트 경계에서의 손상과 함께 신․구 기초부 분리(Figs. 8 and 9 참조) 및 슬래브의 휨 파괴가 크게 나타났다.

4.2 힘-변위 관계

Fig. 10은 실험체별 힘-변위 관계를 나타낸다. 그래프의 세로축은 액추에이터의 로드셀(load cell)에서 측정한 수평력이고, 가로축은 수평변형각이다. □, △는 각각 초기 균열 및 최대내력 발생점을 표시하고, 이를 Table 3에 정리하였다. 무배근 실험체 SF1은 슬릿형(slit) 복원력특성을 나타낸 반면, 나머지 실험체들에서는 원점지향형 복원력특성을 나타내다 최대내력 이후 슬릿형 복원력특성을 보였다. 앵커부 표면의 콘크리트 균열은 R=0.25 % 종료 후 육안으로 관측되었으며, 균열 진행과 함께 강성 저하가 나타났다. 균열에 의한 강성 저하 후 최대내력까지는 SF1~SF5이 일체형 실험체 SFR에 비해 이른 시기에 최대내력에 도달하였다. 무배근 실험체 SF1은 콘크리트 균열 발생 직후 균열의 발달과 함께 빠르게 최대내력(R=+0.49 %/R=-0.75 % 부근)에 도달하는 취성적 파괴거동을 보였다. 반면, 철근이 배근된 SF2~SF5에서는 강성 저하 후 어느 정도 소성변형을 보이다 최대내력에 도달하였다. 최대내력은 무배근 실험체 SF1보다 30~50 %정도 증가하여 앵커부 철근은 내력 증가에 더 크게 기여하는 것으로 나타났다. Pile-sleeve가 추가된 SF3은 SF2와 유사한 최대내력을 보여 Pile-sleeve가 내력 증가에 미치는 영향은 크지 않았다. Coupler가 추가된 SF4는 SF3에 비해 최대내력 및 변형능력이 다소 증가하여 앵커부 하부 철근을 앵커링에 커플링(coupling) 하는 것이 구조적으로 유리할 것으로 판단된다. Slab connector가 추가된 SF5는 SF4에 비해 최대내력은 약 7 % 증가하고, 최대내력 발생시점은 R=+1.5 %/R=-1.0 % 부근으로 Slab connector가 내력 및 변형능력 증가에 기여한 것으로 나타났다.

4.3 앵커볼트의 변형률 추이

Fig. 11은 하중 스텝별 앵커볼트의 변형률 추이를 나타낸다. 그림 범례의 AO와 AI는 각각 외측 및 내측 앵커볼트를 표시한다(Fig. 7 참조). 앵커볼트 변형률은 내측이 외측보다 상대적으로 작고, 내․외측 모두 최대내력 도달과 동시에 변형률이 감소하였다. 일체형 실험체 SFR은 R=+1.5 %에서 내측이 외측보다 먼저 변형률이 감소하면서 부분적인 내력 저하가 발생하였다(Fig. 10(a) 참조). 이는 앵커볼트와 앵커링 사이 콘크리트 손상에 의해 앵커볼트의 지지력이 감소한 것으로 판단된다. 앵커볼트의 변형률 추이와 최대내력간의 상관관계를 통해 보강된 확대기초의 내력은 앵커부 앵커볼트의 지지력에 영향을 받는 것으로 나타났다. 특히, 앵커볼트 내측은 기존 기초부 앵커링과 근접해 있어 충분한 콘크리트 두께 확보와 철근 보강이 이우러지지 않아 손상에 더 취약하였다. 일체형 실험체 SFR에 비해 보강 실험체 SF1~SF5에서 앵커볼트의 지지력 감소가 먼저 발생한 것은 파괴양상에 기술한 것과 같이 앵커부 손상과 함께 신․구 기초부 분리 및 슬래브의 휨 파괴가 앵커볼트의 지지력 감소에 영향을 미친 것으로 판단된다.

4.4 최대수평강도 계산결과와 실험결과의 비교

Fig. 12에 하중 스텝별 최대 하중만을 연결한 골격곡선과 최대수평강도 계산결과를 비교하여 나타내었다. 그림의 가로 점선은 철근 유무에 따라 앵커부 콘크리트 콘 파괴를 가정하여 산정한 최대수평강도를 표시한다. Table 4에는 최대수평강도 계산결과와 실험체별 최대내력의 비교결과를 정리하였다. 최대수평강도는 Eqs. (3), (4), (5)와 Table 2의 재료물성을 이용하여 산정한 허용인장력을 수평강도로 환산한 값이다. 일체형 실험체 SFR의 최대내력은 최대수평강도를 약 44 % 상회하였다. 반면, 무배근 보강 실험체 SF1의 최대내력은 최대수평강도와 거의 일치하였으며, 배근 보강 실험체 SF2~SF5의 최대내력은 최대수평강도를 약 10~28 % 상회하였다. 전 실험체 모두 탄성한계점(강성 저하가 크게 발생할 시점)은 최대수평강도 부근에서 발생하였다. 수평변형각 R=0.5 %까지의 회전강성은 Pile-sleeve가 설치된 SF3~SF5가 SF1, SF2보다 크게 나타나, Pile-sleeve가 앵커부 신․구 경계면에서의 슬립거동을 방지함으로써 회전강성 증가에 기여한 것으로 판단된다. 앵커부 철근, Coupler 및 Slab connector에 의한 회전강성 차이는 거의 나타나지 않았다

5. 결 론

기존 육상풍력터빈 확대기초의 재사용을 위해 기존 확대기초 위에 새로운 콘크리트 기초부를 증설하는 슬래브 확장 보강공법을 적용할 경우 신․구 기초부의 일체화 거동이 중요하다. 본 연구에서는 신․구 기초부의 일체화 거동을 위해 고안한 앵커부의 구조디테일 및 연결재에 따른 하중성능저항을 평가하기 위해 실험적 연구를 수행하였으며, 실험결과에 근거하여 다음의 결론을 얻었다.

(1) 앵커부 철근에 의해 30 %정도 내력이 증가하여 풍력발전설비 지지구조물 설계지침(^{JSCE, 2010})에서와 같이 앵커부 설계 시 철근의 분담력을 적절히 고려하는 것이 필요하다.

(2) Pile-sleeve는 앵커링과 콘크리트 사이의 전단슬립거동을 방지하여 앵커부의 회전강성 증가에 기여하였다. 반면, Pile-sleeve에 의한 내력 증가는 크지 않아 내력 산정 시 Pile-sleeve에 의한 내력증가는 안전설계 측면에서 고려하지 않는 것이 타당하다.

(3) 앵커부 하부 철근을 앵커링 표면에 커플링(coupling)하는 것이 구조적으로 유리한 것으로 확인되나, 그 영향이 크지 않아 실제 설계에서는 하부 철근의 커플링은 시공 및 경제적 측면을 함께 고려하여 적용하는 것이 필요하다.

(4) Slab connector는 신․구 콘크리트 분리 방지 및 일체화 거동을 향상시켜 내력 및 변형능력 증가에 기여하였다. 단, 최대내력은 탄성한계점 이후에 발생하므로 내력 산정 시 Slab connector에 의한 내력증가는 안전설계 측면에서 고려하지 않는 것이 타당하다.

(5) 보강 실험체는 앵커부 손상과 함께 신․구 기초부 분리 및 슬래브의 휨 거동이 앵커볼트의 지지력 및 내력에 큰 영향을 미치는 것으로 확인되었다. 따라서 설계 시 Slab connector 및 슬래브 휨 보강근 배치에 주의가 필요하다. 또한, 앵커볼트 내측은 기존 기초부의 앵커링과 근접해 있어 충분한 공간 확보가 어려워 구조적으로 더 취약하므로 설계 시 적절한 보강 및 주의가 필요하다.

(6) 보강된 확대기초의 내력은 콘크리트의 분담력과 철근의 분담력을 복합적으로 고려한 기존 평가식(^{JSCE, 2010})에 의해 평가 가능한 것으로 판단된다. 이와 관련해서는 향후 추가적인 실험 및 해석연구를 통해 보강된 확대기초의 하중저항성능 및 파괴메커니즘을 보다 자세하게 분석하여 내력 평가식을 보완할 예정이다.