1. 서 론

최근 건축물의 보수, 보강 및 리모델링시 중량물 및 구조부 재를 부착시키거나 고정하는데 있어서 시공의 유연성 및 용 이성으로 후설치 부착식 케미컬 앵커의 사용량이 점점 증가 하고 있는 실정이다.

외국에서는 1980년대 초부터 후설치 부착식 케미컬 앵커 에 대한 다양한 해석 및 실험을 ^{Fuchs et al.(1995)} 및 ^{Hallowell, J. M.(1996)}가 행하였으며, 이를통한 설계식을 제시하여 실제 설계에 사용하고 있으나, 현재 우리나라에서는 설계자와 시 공자가 신뢰할 수 있는 명확한 설계기준이 없는 상태로서 외 국의 설계기준에 의존하고 있는 실정이다(ACI Committee 318, 2011; ^{EOTA Annex C, 2001}).

본 연구에서는 국내산 케미컬 레진을 이용한 비균열 무근 콘크리트에 매입된 부착식 케미컬 앵커를 대상으로, 콘크리 트 파괴모드 및 콘크리트 단부파괴 강도를 평가하기 위하여 앵커간격 및 연단거리 그리고 하중방향에 따른 전단실험을 실시하였으며, 이들 실험변수가 콘크리트 전단파괴 강도에 미치는 영향을 규명함으로서 부착식 케미컬 앵커에 관한 합 리적인 국내 설계기준 제정을 위한 기초자료를 제공하는 것 을 그 목적으로 한다.

2. 설계기준

콘크리트 단부파괴의 공칭전단강도를 CCD(Concrete Capacity Design method, ^{Fuchs et al.(1995)}) 설계기준에서는 식 (1)과 같이 제시하였다.

여기서 ι는 앵커의 하중 지압길이, d₀는 앵커의 외경, f_ck는 콘크리트 설계기준 압축강도(N/mm²), c₁는 앵커의 연단거리 (mm)이다.

ACI 349-90 Appendix B는 Fig. 1과 같이, 콘크리트 부재의 두께(h)가 연단거리(c₁)보다 작거나 앵커간격(s₁)이 2c₁보다 작다면 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도를 식 (2)와 같이 제안하였다.

Fig. 1

Idealized breakout model with CCD method

여기서,

A υ = ( π − π / 2 θ 180 + sin  θ ) c 1 2 θ = 2 cos − 1 ( s 1 2 c 1 ) A υ o = π 2 c 1 2

EOTA Annex C(^{EOTA Annex C(2001)}, Design Methods for Anchorages)는 부재두께와 앵커간격을 고려하여 콘크리 트 단부파괴강도를 식 (3)과 같이 제안하였다.

여기서,

A υ o = 4.5 c 1 2 A υ = [ 2 ( 1.5 c 1 ) + s 1 ] h

3. 실험체 및 실험방법

3.1. 일반사항

부착식 케미컬 앵커의 부착력은 접착제의 주성분인 비닐 우레탄 메타아크릴레이트 레진과 균일한 골재 및 시멘트의 조합에 따른 접착력에 의한 콘크리트 구조체와 앵커볼트를 일체화시키는 공법으로, 콘크리트 내부에서 확장되어 힘을 받는 확장앵커에 비해 콘크리트 모재에 미치는 영향이 적어 앵커간격 및 모서리 간격이 좁은 경우 확장형 앵커보다 시공 이 용이하다.

케미컬 앵커는 접착제 경화시간에 대한 제한이 있어 완전 경화 후 하중을 가해야 하며 천공구멍의 분진청소 상태가 중 요하다. 따라서 본 실험에서는 천공깊이에 따른 레진 주입시 공기가 혼입되지 않도록 프레스건을 사용하였으며, Table 1 과 같이 앵커 주입 시 온도에 따른 경화시간을 준수하였다. Fig. 2는 부착식 케미컬 앵커의 시공상세로서, 앵커는 적절한 직경의 비트로 구멍을 뚫은 후 구멍 내의 먼지나 불순물을 제 거한 뒤 삽입하였다.

Table 1

Hardening time of chemical anchors with temperature

Temperature(°C)	Setting time(min.)	Hardening time(min.)
-5	240	360
0	180	300
5	60	90
20	30	50
30	20	40
40	10	30

Fig. 2

Inserting process of chemical anchor

3.2. 실험체 제원

Table 2는 콘크리트 배합비로서, 콘크리트 타설과 동시에 압축강도용 표준 원통형 공시체 17개의 몰드를 제작했으며, 48시간 후 거푸집을 제거하고 콘크리트 블록과 공시체를 부 직포로 덮은후 실내(20 ± 3°C)에서 시료가 항상 습윤상태를 유지하도록 살수양생을 28일간 실시하였다.

Table 2

Mix proportion of concrete

Design strength MPa	Watercement ratio(%)	Fine aggregate ratio(%)	Unit material quantity(kN/m3)
			Cement	Fine aggregate	Coarse aggregate	Water
21	48	47	3.1	8.5	9.5	1.5

실험용 콘크리트블록은 ^{ASTM E488-96(1996)}에서 제시하 는 최소 클리어런스 및 실험체의 두께를 확보하기 위해 앵커 의 삽입깊이 및 연단거리 그리고 앵커군 간격에 대한 변수를 계산하여 비균열 무근콘크리트의 단면을 1,600×1,600×30 mm 인 직육면체의 거푸집을 제작후 레미콘을 사용하여 콘크리트 를 타설하였다. Fig. 3은 본 실험에 사용한 철근 및 롯트앵커로 서, 직경별 설치제원은 Tables 3∼4와 같다.

Fig. 3

Shape of anchors

Table 3

Setting properties of re-bar anchos(mm)

	D10	D13	D16	D19	D25
Drill diameter	12	16	20	25	30
Hole depth	93	115	130	175	215
Inserting depth	90	110	125	170	210
Base depth	120	140	170	220	270

Table 4

Setting properties of lot-anchos(mm)

	M10	M12	M16	M20	M24
Drill diameter	12	16	20	25	30
Hole depth	93	115	130	175	215
Bond device diameter	20	30	40	50	60
Anchor inserting depth	90	110	125	170	210
Base depth	120	140	170	220	270
Bolt length	130	160	190	240	290

3.4. 가력 및 측정방법

실험은 ASTM E 488-96에 의하여 수행하였으며, 예상된 극 한하중의 ±1% 이내의 정밀성을 가진 실험장비로 하중을 측 정하였고, 연속적인 하중-변위곡선을 산출하기 위하여 적어 도 1초당 한번씩 데이터를 측정할 수 있도록 하였다. 그리고 실험장비와 데이터 로거를 사용하여 최소 120 데이터를 각각 의 실험에 대해서 기록하였다.

앵커의 가력방법은 로드 셀(500 kN)을 설치 후 하중은 유압 장비(600 kN)를 이용하여 하중제어 방법으로 증가시키며 주 기적으로 재하하도록 계획하였다. 하중작용시 전단에 의한 앵커의 변위측정을 위하여 200 mm 변위계를 설치하였으며 데이터 로거를 이용하여 하중 및 변위량을 초당 한번씩 측정 하였다.

실험장비는 다양한 구성요소(인장, 압축, 전단, 비틀림)의 항복에 대해서 충분한 내력을 갖게 제작하였으며 앵커와 수 직이 되는 축과 평행하게 전단하중을 작용시켰다. 앵커간격 에 따른 전단내력을 평가함에 있어, CCD 설계기준에 준하여 앵커간격에 따라 2개의 앵커가 동시에 전단하중을 받을 수 있 도록 실험체 셋팅후 가력하였다.

Figs. 4∼6은 부착식 주입형 케미컬앵커의 실험도구, 실험 체 제작과정 그리고 전단내력 측정을 위한 실험체 Set-up 및 전단실험 전경이다.Fig. 5

Fig. 4

Expenrimental tools of chemical anchor

Fig. 5

Manufacturing process of test specimen

Fig. 6

Test set-up

4. 실험결과 및 분석

4.2. 전단실험결과

Tables 7∼13은 앵커간격 및 연단거리 그리고 하중방향에 따른 부착식 케미컬 앵커의 전단실험결과이다. 앵커간격 증 가에 따른 강도 증가율은 약 5∼10% 정도 크게 나타났으며, 연단거리 증가에 따른 콘크리트 전단파단강도 증가율은 약 17∼23%로 나타났다. 그리고 하중방향 크기에 따른 콘크리 트 파단강도 증가율은 약 10% 정도로 각각 나타났다.

Table 7

Test results on anchor interval

Specimen	Edge distance (mm)	Anchor interval (mm)	Test (kN)	Coef.	CCD (kN)	Test /CCD
ISBSD25S140	140	140	73.2	0.67	64.7	1.13
ISBSD25S210	140	210	85.3	0.75	72.8	1.17
ISBSD25S280	140	280	110.3	0.83	80.9	1.36
ISBSD25S350	140	350	103.6	0.92	88.9	1.16
ISBSD19S140	140	140	83.6	0.67	56.0	1.49
ISBSD19S210	140	210	79.7	0.75	63.1	1.27
ISBSD19S280	140	280	96.5	0.83	70.0	1.38
ISBSD19S350	140	350	121.9	0.92	77.1	1.58
ISBSD19S420	140	420	122.4	1.00	84.0	1.46
IBSM20S100	105	100	45.3	0.66	45.5	1.00
IBSM20S160	105	160	64.0	0.75	52.4	1.22
IBSM20S210	105	210	66.6	0.83	57.7	1.15
IBSM20S260	105	260	80.0	0.91	63.4	1.26
IBSM20S320	105	320	83.8	1.00	69.4	1.21
IBSM20S370	105	370	90.0	1.00	69.3	1.3
IBSM16S100	105	100	50.5	0.66	39.9	1.26
IBSM16S160	105	160	47.3	0.75	45.8	1.03
IBSM16S210	105	210	56.3	0.83	50.4	1.12
IBSM16S260	105	260	71.1	0.91	55.7	1.28
IBSM16S320	105	320	69.4	1.00	60.6	1.14
IBSM16S370	105	370	77.4	1.00	61.5	1.26

[i] Note: ISBSD25S140; ISBS(chemical anchor), D25(anchor size), S140(anchor interva)

실험결과 콘크리트에 매입된 앵커가 전단하중을 받는 경우 파괴모드는 앵커의 사이즈 및 연단거리 그리고 콘크리트 강 도에 영향을 받는 것으로 나타났으며, 콘크리트 단부파괴는 앵커의 강성이 크고 연단거리가 작은 경우에 주로 발생하였다.

Figs. 7∼8은 케미컬 앵커의 하중-변위 관계곡선 및 콘크리 트 파괴형상이다. 콘크리트 파괴형상은 쪼개짐 및 콘형상으 로 나타났고 앵커의 상단부분으로 부터 시작되었다. 또한 연 단거리가 증가함에 따라 단부파괴에서 앵커의 전단파괴로 파 괴모드가 변하였으며, 앵커의 전단파괴는 앵커의 인장강도가 작은 앵커에서 주로 발생하였다.

Fig. 7

Load-displacement curve

Fig. 8

Shape of concrete failure

4.3. 앵커간격에 따른 전단내력

Table 7은 부착식 주입형 케미컬 앵커의 앵커간격에 따른 전단실험결과이며, Fig. 9는 앵커간격에 따른 실험결과에 대 한 CCD 설계기준의 예측값으로 나타낸 것으로, CCD 설계기 준에서 제시하고 있는 앵커간격에 따른 예측값은 점선으로 나타냈다.

Fig. 9

Fracture strength of concrete edge with anchor interval

Fig. 10은 CCD 설계기준의 앵커간격에 따른 계수 평균값 을 나타낸 것으로, 실험결과에 대한 CCD 설계기준의 예측값 으로 나타냈다. Figs. 9∼10에서 CCD 설계기준은 앵커간격이 증가함에 따라 미소하게 실험값이 증가하는 경향이 있으나 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 이로 미루어 CCD 설계기준 에서 제안하고 있는 콘각도의 가정은 합리적인 것으로 판단 된다.

Fig. 10

Equal coefficient value with anchor interval

Fig. 11은 앵커간격에 따른 실험결과에 대한 CCD설계기준 의 예측값의 확률밀도곡선으로, 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도는 정규분포곡선의 특성을 이용하여 5% 파괴 확률의 안전성평가를 수행한 결과 1.11로 나타났다.

Fig. 11

5% cumulative distribution function

4.4. 연단거리에 따른 전단내력

Tables 8∼11은 부착식 주입형 케미컬 앵커의 연단거리에 따른 전단실험결과이다. 기존의 연구에서 콘크리트 단부파괴 강도는 앵커의 직경 및 연단거리 그리고 콘크리트 강도에 영 향을 받는 것으로 나타났으며, 콘크리트 단부파괴하중에 대 한 설계식은 CCD 설계기준이 널리 사용되고 있다. 따라서 본 연구에서도 기존의 콘크리트 단부파괴강도 설계식의 타당성 을 검토하기 위하여 연단거리에 따른 실험값과 콘크리트 단 부 파괴강도 설계식의 예측값을 CCD 설계기준과 비교 검토 하였다.Table 9Table 10

Table 8

Coefficient factors on anchor interval and edge distance

S/Cmin	C/Cmin
	2.0	2.2	2.4	2.6	2.8	3.0	3.2	3.4	3.6
1.0	1.65	1.88	2.12	2.36	2.62	2.89	3.16	3.44	3.73
1.5	1.77	2.00	2.25	2.50	2.76	3.03	3.31	3.60	3.89
2.0	1.89	2.13	2.38	2.63	2.90	3.18	3.46	3.75	4.05
2.5	2.00	2.25	2.50	2.77	3.04	3.32	3.61	3.90	4.21
3.0	2.12	2.37	2.63	2.90	3.18	3.46	3.76	4.06	4.36
3.5	2.24	2.50	2.76	3.04	3.32	3.61	3.91	4.21	4.52
4.0	2.36	2.62	2.89	3.17	3.46	3.75	4.05	4.36	4.68
4.5	2.47	2.74	3.02	3.31	3.60	3.90	4.20	4.52	4.84
5.0	2.59	2.87	3.15	3.44	3.74	4.04	4.35	4.67	5.00
5.5	2.71	2.99	3.28	3.57	3.88	4.19	4.50	4.82	5.15
6.0	2.83	3.11	3.41	3.71	4.02	4.33	4.65	4.98	5.31
6.5		3.24	3.54	3.84	4.16	4.47	4.80	5.13	5.47
7.0			3.67	3.98	4.29	4.62	4.95	5.29	5.63
7.5				4.11	4.43	4.76	5.10	5.44	5.79
8.0					4.57	4.91	5.25	5.59	5.95
8.5						5.05	5.40	5.75	6.10

Table 9

Design strength on concrete edge fracture with edge distance

Anchor type	M10	M12	M16	M20	M24
Design strength(kN)	3.4	5.1	7.4	12.6	19.1
Cmin(mm)	45	55	65	85	105
Inserting depth(mm)	90	110	125	170	210

Table 10

Test results on edge distance

Specimen	Edge distance (mm)	Inserting depth (mm)	CCD (kN)	Test (kN)	Test/CCD
IBSM12E40	40	70	5.8	8.8	1.50
IBSM12E55	55	70	9.4	13.0	1.39
IBSM12E57	57	70	9.9	13.3	1.26
IBSM12E60	60	70	10.7	11.1	1.04
IBSM12E90	90	70	19.4	23.9	1.23
IBSM12E130	130	70	21.9	26.5	1.21
IBSM12E165	165	70	23.1	26.3	1.14
IBSM12E250	250	70	25.5	29.3	1.15
IBSM16E57	57	70	10.8	14.1	1.32
IBSM16E92	92	70	22.1	26.3	1.19
IBSM16E101	101	70	25.5	28.4	1.12
IBSM16E105	105	70	35.0	43.6	1.26
IBSM16E145	145	70	41.5	49.0	1.17
IBSM16E185	185	70	43.0	53.7	1.25
IBSM16E225	225	70	46.0	50.6	1.10
IBSM16E400	400	70	47.0	54.1	1.15
IBSM20E85	85	110	23.0	23.9	1.04
IBSM20E105	105	110	31.6	42.3	1.34
IBSM20E112	112	110	34.9	43.0	1.23
IBSM20E145	145	110	51.3	68.7	1.34
IBSM20E185	185	110	60.6	73.4	1.21
IBSM20E225	225	110	68.0	83.6	1.23
IBSM20E400	400	110	74.3	89.1	1.20
ISBSD19E44	44	70	7.6	9.7	1.27
ISBSD19E70	70	70	15.5	18.6	1.20
ISBSD19E92	92	70	23.3	26.7	1.15
ISBSD19E136	136	70	41.7	45.3	1.09
ISBSD25E56	56	90	12.5	15.4	1.24
ISBSD25E90	90	90	25.8	28.6	1.11
ISBSD25E121	121	90	39.9	43.2	1.08
ISBSD25E178	178	90	71.5	84.4	1.18

[i] Note: IBSM12E40; IBS(chemical anchor), M12(anchor size), E40(edge distance)

Table 11

Coefficient factors on anchor interval and edge distance

S/Cmin	C/Cmin
	2.0	2.2	2.4	2.6	2.8	3.0	3.2	3.4	3.6
1	1.65	1.88	2.12	2.36	2.62	2.89	3.16	3.44	3.73
1.5	1.77	2.00	2.25	2.50	2.76	3.03	3.31	3.60	3.89
2	1.89	2.13	2.38	2.63	2.90	3.18	3.46	3.75	4.05
2.5	2.00	2.25	2.5	2.77	3.04	3.32	3.61	3.9	4.21
3	2.12	2.37	2.63	2.90	3.18	3.46	3.76	4.06	4.36
3.5	2.24	2.5	2.76	3.04	3.32	3.61	3.91	4.21	4.52
4	2.36	2.62	2.89	3.17	3.46	3.75	4.05	4.36	4.68
4.5	2.47	2.74	3.02	3.31	3.60	3.90	4.20	4.52	4.84
5	2.59	2.87	3.15	3.44	3.74	4.04	4.35	4.67	5.00
5.5	2.71	2.99	3.28	3.57	3.88	4.19	4.50	4.82	5.15
6	2.83	3.11	3.41	3.71	4.02	4.33	4.65	4.98	5.31
6.5		3.24	3.54	3.84	4.16	4.47	4.8	5.13	5.47
7			3.67	3.98	4.29	4.62	4.95	5.29	5.63

Fig. 12는 실험결과에 대한 CCD 설계기준의 예측결과값을 연단거리에 따라 나타냈으며, Fig. 12에서 CCD 설계기준은 연단거리 변화에 따른 편차는 있으나 연단거리가 증가함에 따라 예측값이 감소되는 경향은 없는 것으로 나타났다. Fig. 13 은 연단거리에 따른 콘크리트 단부파괴강도 정규분포곡선으 로, 실험결과에 대한 CCD 설계기준에 의한 예측값으로 실험 값을 통계처리한 결과, 변동계수는 17.5%로 비교적 편차는 적게 나타났으며, 실험값이 예측값 보다 약 20%정도 크게 나 타났는데, 이는 연단거리 증가에 따른 가력 프래임의 아답타 (지그)와 접촉면 콘크리트와의 불가피한 마찰계수 증가에 따 른 요인으로 판단된다.

Fig. 12

Fracture strength of concrete edge with edge distance

Fig. 13

Normal distribution curve of concrete edge fracture strength with edge distance

4.5. 하중방향에 따른 전단내력

Table 12는 부착식 주입형 앵커의 하중방향에 따른 전단실 험결과로서, 연단거리 140실험체의 경우 하중방향이 0∼180° 까지 증분변화함에 따른 실험값은 51∼104 kN까지 약 2.12배 증가하였으며, 연단거리 65실험체는 하중방향 크기에 비례하 여 21∼47 kN까지 약 2.23배 증분하여 나타났다.

Table 12

Test results on load direction

Specimen	Edge dist. (mm)	Load dir. ( )	Test (kN)	Disp. (mm)	EOTA (kN)	Test /EOTA
ISBSD19A0	140	0	51.4	8	42.1	1.22
ISBSD19A30	140	30	56.7	10	42.1	1.35
ISBSD19A60	140	60	62.4	12	48.1	1.30
ISBSD19A90	140	90	117.6	13	84.0	1.40
ISBSD19A135	140	135	92.6	23	84.0	1.10
ISBSD19A180	140	180	104.0	25	84.0	1.24
IBSM16A0	65	0	21.4	3	14.9	1.44
IBSM16A30	65	30	19.7	5	14.9	1.33
IBSM16A60	65	60	22.2	7	16.96	1.30
IBSM16A90	65	90	35.6	9	29.7	1.24
IBSM16A135	65	135	47.1	11	29.7	1.58
IBSM16A180	65	180	42.3	13	29.7	1.42

[i] Note: ISBSD19A0 ; IISBS(chemical anchor), D19(anchor size), A0( load direction)

Table 13은 하중방향에 따른 실험값을 통계처리한 영향계 수로서, 0∼180°하중방향 크기에 비례하여 1.0∼2.0까지 나 타났으며, 정규분포곡선의 특성을 이용하여 5% 파괴확률을 적용한 결과 1.0이상으로 나타났다.

Table 13

Coefficient factors on load direction

Angle β [°]	Ψ
0 ~ 55	1
60	1.1
70	1.2
80	1.5
90 ~ 180	2

Fig. 14는 하중방향에 따른 실험결과에 대한 EOTA설계기 준의 예측결과를 나타낸 것이며, Fig. 15는 Vu(test)/ΨVno(EOTA predicted)을 하중방향별로 통계처리하여 나타낸 것으로, 실 험값은 대체적으로 EOTA 예측값보다 평균 23%정도 높게 나 타났다. 그리고 콘크리트 단부파괴가 발생한 실험체 22를 통 계처리한 결과 평균 1.33, 표준편차 0.17, 변동계수 12.8%로 각각 나타났다.

Fig. 14

Edge fracture strength of EOTA with load direction

Fig. 15

Anchor strength with load direction

5. 결 론

국내산 케미컬 레진을 이용한 비균열 무근콘크리트에 매입 된 부착식 케미컬 앵커를 대상으로, 콘크리트 파괴모드 및 콘 크리트 단부파괴 강도를 평가하기 위하여 앵커간격 및 연단 거리 그리고 하중방향에 따른 전단실험결과 다음과 같은 결 론을 얻었다.