3.1 콘크리트 앵커 실험체 제작

실 구조물에 사용될 프리캐스트 콘크리트 패널의 얇은 두께를 반영하여 폭 900 mm, 길이 550 mm, 높이 120 mm의 콘크리트 블록을 통해 선설치 앵커의 인발 성능을 평가하고자 하였다. Table 1의 배합표에 따라 설계 압축강도 35 MPa인 콘크리트 실험체를 제작하였으며, 포틀랜드 1종 시멘트 및 최대치수 25 mm의 굵은 골재와 강사가 잔골재로 사용되었다. 선설치 앵커의 설계강도를 결정하는 많은 주요 변수들이 있으나, 본 연구에서는 얇은 콘크리트 패널에 가장 큰 영향을 줄 수 있는 (1) 선설치 앵커의 직경 (diameter), (2) 묻힘 깊이 (embedment depth), (3) 와이어 매쉬 (wire mesh) 설치의 3가지 변수에 따른 선설치 앵커의 인발 성능 실험을 수행하였다 (Fig. 4). 아치 시스템의 경우 시공 후 주요 사용하중이 압축하에 있으므로 인장 보강 철근이 아닌 얇은 콘크리트 패널에 시공이 용이한 와이어 매쉬가 사용되었으며, 와이어 매쉬의 경우 인양과 시공 시 발생가능한 인장하중 저항을 위해 고려되었다. 선설치 앵커는 Fig. 3과 같이 콘크리트 블록 중앙부에 위치한다. 선설치 앵커의 인발성능 평가를 위한 첫번째 변수인 앵커 직경에 따른 결과 비교를 위해 상대적으로 패널의 두께가 얇은 (120 mm) 콘크리트 단면에 선설치 앵커의 직경을 12 mm, 16 mm, 20 mm로 변화시켜 실험을 진행하였으며 이때 묻힘 깊이는 80 mm로 동일하게 고정하였다 (콘크리트 패널 두께의 2/3). 두번째 실험 변수로 선설치 앵커의 묻힘 깊이를 콘크리트 패널 두께의 1/3 (40 mm), 1/2 (60 mm), 2/3 (80 mm)로 변화시켜 실험을 진행하였으며 이때 앵커의 직경은 16 mm로 고정하였다. 마지막 실험변수로 와이어 매쉬 설치에 따른 선설치 앵커 인발 성능을 비교하였으며 이때 묻힘 깊이는 80 mm이고 앵커 직경은 16 mm로 고정하였다. 이때 와이어 매쉬는 콘크리트 상면으로부터 50 mm와 95 mm에 위치하였다. 이러한 실험 변수에 따라 콘크리트 앵커 실험체는 총 6개 케이스로 구분될 수 있으며 각 변수에 대해 총 4개의 실험체를 제작하였다. 콘크리트 실험체 구성은 Table 2에 정리하였다. 콘크리트 블록 실험체 준비 및 인발성능 실험 준비과정은 Fig. 5와 같다.

Fig. 3. Prepared concrete specimen with cast-in-place anchor

Fig. 4. Cast-in-place anchor for test

Fig. 5. Fabrication of concrete specimen

3.2 선설치 앵커의 인발 성능 실험

준비된 콘크리트 패널에 설치된 선설치 앵커의 인발 강도 평가를 위하여 Fig. 6과 같이 인발 성능 실험을 구성하였다. 앵커 설치 방향에 따른 수직방향 인장 가력을 위해 콘크리트 블록 상면 앵커 중심으로부터 길이방향으로 100 mm 위치에 고정 지그를 설치하였다. 지그는 바닥면과 볼트 체결로 인발하중에 저항하며 콘크리트 블록 자체의 수직방향 변위 제어를 위해 고정되었다. 앵커에 대한 인발하중 재하를 위하여 인발하중 프레임을 300 kN의 가력장치 설치하고 앵커와 인발하중프레임을 볼트로 체결하여 인발하중 저항 실험을 실시할 수 있도록 하였다. 앵커에 대한 인발하중 재하는 1.0 mm/min의 변위제어를 하였다. 따라서 각 실험체에 대한 인장 하중-변위 곡선 및 최대 인발하중과 최대 변위 값을 측정하였으며, 각 실험변수에 따른 콘크리트의 파괴 모드를 확인하였다.

Fig. 6. Tensile strength test setup for cast-in-place anchor systems

3.3 선설치 앵커의 설계기준 강도 평가

다양한 실험변수에 따른 콘크리트 실험체의 성능 평가를 위해 미국콘크리트학회 (ACI-318, 2011)⁽⁹⁾ 설계기준에 따라 선설치 앵커볼트의 설계기준강도를 확인하였다. 선설치 앵커볼트의 설계기준강도는 다음의 다양한 변수들 앵커볼트 제작에 사용된 강재의 성능, 콘크리트 압축 강도, 콘크리트 실험체 제원, 앵커 묻힘 깊이, 앵커로부터 연단거리 등을 고려하여 결정된다. 그리고 다양한 종류의 앵커볼트는 외부 저항에 대한 자체의 성능을 충분히 발휘하기 위해 앵커의 직경 등 제원 차이에 따라 유효 묻힘 깊이가 권고되고 있지만, 이를 적용하기에는 본 실험에서 구성한 콘크리트 패널의 두께가 (120 mm) 폭과 길이 대비 상대적으로 작은 값을 가진다. 따라서 설계기준 상 기준값은 제공하지 않지만 실험대상 앵커인 선설치 헤드앵커의 묻힘 깊이를 설정하기 위해 후설치 앵커볼트에 해당하는 설계기준인 콘크리트 두께의 2/3 또는 두께 100 mm인 결과 중 큰 값보다 작아야 되는 기준을 통해 최대 묻힘 깊이 (80 mm)를 설정하였다. 그리고 다양한 앵커직경 (12, 16, 20 mm) 및 묻힘 깊이 (40, 60, 80 mm)에 따라 해당 선설치 앵커의 인발 저항력 계산하였다.

콘크리트용 앵커볼트에 대한 설계기준 (ACI-318, 2011)⁽⁹⁾에서는 앵커볼트가 인장을 받는 경우 5 가지의 파괴모드로 분류할 수 있다. 그 중 준비된 선설치 앵커볼트와 콘크리트 성능 및 실험체 제원에 따르면 본 인발 실험은 (1) 강재파괴 (steel failure), (2) 뽑힘파괴 (pullout failure), (3) 콘크리트파괴 (concrete breakout failure) 세가지 모드 중 하나로 결정될 수 있다. 강재파괴의 공칭강도는 인장 저항에 있어 앵커강재의 항복강도 따라 $N_{sa}=n A_{se,\:N}f_{uta}$으로 결정된다. 여기서, $n$: 앵커 그룹에서 앵커의 수, $A_{se,\:N}$: 인장에 대한 단일 앵커의 유효 단면적, $f_{uta}=1.9f_{y}$ 또는 860 MPa 중 작은 값 이하이어야 한다. 또한, 인장을 받는 단일 선설치 앵커에 대한 공칭뽑힘강도는 다음 관계식 $N_{cp}= ψ_{c,\:P}N_{p}$으로 결정된다. 여기서, $ψ_{c,\:P}$는 균열 콘크리트에 대한 수정계수로, 사용하중상태에서 해석 결과 균열이 발생될 경우 1.0, 균열이 발생되지 않을 경우 1.4를 사용하고, $N_{p}$는 뽑힘강도로써 콘크리트 압축강도 (fc) 와 앵커볼트의 헤드 지압 면적 ($\left . A_{brg}\right.$) 에 따라 결정된다 ($N_{p}=8 A_{brg}f_{c}^{'}$). 마지막으로 본 콘크리트 실험체의 주요 파괴 모드인 단일 앵커에 대한 콘크리트 파괴 공칭강도는 식 1에 따른 설계변수들로 결정된다.

여기서, $A_{Nc}$ : 인장을 받는 앵커에서 콘크리트 파괴체의 투영면적 [mm2], $A_{Nco}$ : 연단거리가 1.5 hef (유효 묻힘 깊이) 이상인 인장을 받는 단일앵커 파괴면의 투영면적 [mm2], $ψ_{ed,\:N}$ : 인장을 받는 앵커의 연단거리에 대한 수정계수, $ψ_{c,\:N}$ : 인장을 받는 앵커의 콘크리트 균열에 대한 수정계수, $ψ_{cp,\:N}$ : 인장을 받는 앵커의 콘크리트 쪼개짐에 대한 수정계수, $N_{b}$ : 인장을 받는 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도.

프리캐스트 패널에 설치되는 선설치 앵커에 대한 인장파괴강도를 계산한 결과 (Table 4), 인장하중을 받는 최소 직경 12 mm 앵커는 강재파괴강도가 24.03 kN으로 이 결과는 콘크리트 파괴강도 37.04 kN 및 뽑힘파괴강도 160.39 kN에 대비하여 약 65 %와 15 %의 크기로 설계기준강도가 산정된다. 또한, 직경 16 mm의 경우 묻힘 깊이에 상관없이 44.75 kN의 강재파괴강도와 265.55 kN의 뽑힘파괴강도가 계산되며, 묻힘 깊이 40, 60, 80 mm에 대해 각각 13.10, 24.06, 37.04 kN의 콘크리트 파괴강도가 계산된다. 이는 최소 묻힘 깊이 40 mm를 기준으로 콘크리트 파괴강도는 강재파괴와 뽑힘파괴 대비하여 약 30 %, 5 %의 값을 가진다. 직경 20 mm의 앵커 또한 콘크리트 파괴강도 37.04 kN은 강재 및 뽑힘파괴강도 69.83, 320.43 kN에 대비하여 약 53 %와 11 %의 값을 가진다. 즉, 본 실험에서 구성한 인장을 받는 직경 12 mm 앵커는 강재파괴가 우선적으로 발생되고 직경 16 mm와 20 mm 앵커의 경우 콘크리트 파괴모드가 우선되어야 함을 확인할 수 있다. 또한, 설계기준에 따라 강재파괴강도와 뽑힘파괴강도는 강재의 제원을 고려하기에 앵커직경 크기에 따라 설계강도가 결정되나, 콘크리트 파괴강도의 경우 앵커의 제원은 설계변수로 고려되지 않고 앵커 묻힘 깊이가 설계강도 계산 시 반영되므로 본 실험에 사용된 묻힘 깊이 80 mm의 선설치 앵커들은 동일한 설계기준강도 37.04 kN을 가진다.

4.1 선설치 앵커의 하중-변위 관계 및 최대 인발하중

콘크리트 패널에 설치된 선설치 앵커의 묻힘 깊이 및 앵커 지름 등에 따른 인발 강도 평가 결과 모든 실험체에서 인발하중 및 변위증가와 함께 최대 인장강도 후 급격한 하중 감소가 발생하는 결과로 나타났다. Fig. 7은 콘크리트 패널에 선설치된 앵커의 하중–변위 관계를 실험변수에 따라 정리하고 동일 변수에 따라 각 4개의 실험체 결과를 나타내었다. 각 실험체별 최대 인발 강도 및 최대 변위 결과는 Table 5에 정리하였다. 실험체별 측정된 평균 인발 강도를 앵커 직경, 앵커 묻힘 깊이, 와이어 매쉬 사용에 따라 Fig. 8에 비교 정리하였다.

Fig. 7. Load-displacement measurements with different types of anchor conditions

Fig. 8. Comparison of averaged tensile strength according to the different (a) anchor diameter, (b) embedment depth, and (c) wire-mesh usage

80 mm의 묻힘 깊이로 설치된 앵커 직경 12 mm, 16 mm, 20 mm의 인발 강도 비교 결과 (Fig. 8(a)), 직경 16 mm 선설치 앵커의 평균 인발 강도가 (40.44 kN) 직경 12 mm (인발 강도 32.09 kN)와 직경 20 mm (인발 강도 31.16 kN) 대비 크게 측정되었다. 충분한 콘크리트 두께를 확보하지 못하는 얇은 콘크리트 패널의 경우 사용 앵커 직경에 따른 일정한 증가 및 감소 경향을 확인할 수 없다. 앵커 직경 16 mm로 일정한 경우 묻힘 깊이에 따른 인발 강도 비교 결과 (Fig. 8(b)), 묻힘 깊이가 60 mm (33.35 kN) 및 80 mm (40.44 kN)에 비해 묻힘 깊이 40 mm인 경우 (14.46 kN) 40 % 이하의 인발 저항성능을 가지는 것으로 측정되었다. 즉, 선설치 앵커의 직경 보다는 앵커의 묻힘 깊이가 얇은 콘크리트 패널의 인발 강도에 큰 영향을 미치는 것으로 평가된다. Fig. 8(c)는 와이어 매쉬 설치 유무에 따른 선설치 앵커의 인발 저항성능 비교결과로 매쉬의 설치에 따라 약 5 %의 인발 강도가 증가하는 것으로 측정된다. 즉, 본 실험체와 같이 철근 배근이 어려운 상대적으로 얇은 콘크리트 패널의 경우 와이어 매쉬 설치가 패널의 휨인장 저항뿐 아니라 선설치 앵커의 인발성능 향상에도 충분한 영향을 줄 수 있을 것으로 판단된다.

4.2 선설치 앵커의 실험변수별 인발 강도 및 파괴모드

실험 후 콘크리트 표면 및 단면 커팅으로 확인된 실험체의 파괴모드 역시 Fig. 9에 정리하였다. 설계기준강도 계산에 따르면 직경 12 mm 앵커는 강재파괴가 우선되고 직경 16, 20 mm 앵커는 얇은 두께의 콘크리트 패널의 경우 콘크리트 파괴 (concrete breakout)가 우선 되어야 한다. 그러나 실제 파괴 모드는 콘크리트 파괴만 발생한 경우와 쪼갬파괴 (splitting)를 동반한 결과로 나타난다. 직경 16 mm 앵커를 대상으로 콘크리트 두께 대비 1/3 (40 mm), 1/2 (60 mm), 2/3 (80 mm)로 앵커 묻힘 깊이를 증가시킬 경우 40 mm와 60 mm의 경우 모두 콘크리트 파괴가 발생한 반면 80 mm의 경우 콘크리트 파괴와 함께 쪼갬파괴가 항상 발생하는 경우로 나타났다. 이에 따른 콘크리트 표면의 균열 및 파괴 형상은 Fig. 10에 나타내었다. 즉, 두께가 얇은 콘크리트 패널 선설치 앵커의 경우 휨 변형 발생을 피할 수 없으며 쪼갬파괴를 동반하는 결과로 나타나며 SA20-H80의 경우 모든 실험체에서 쪼갬파괴형상을 따른다(Fig. 9). 얇은 콘크리트 패널의 휨변형 및 쪼갬파괴 발생에 따라 측정된 최대 변위 결과들의 정량적 비교 분석은 어려우며, 이러한 파괴형상에 따라 앵커 직경 및 묻힘 깊이 증가에 의해 하중-변위 곡선 및 측정 강도의 편차가 증가하는 경향으로 나타난다.

Fig. 9. Cross-section of specimens after fracture

Fig. 10. Failure modes of specimens using 16 mm diameter of anchors

본 실험을 통해 확인되는 묻힘 깊이 증가에 따른 쪼갬파괴 발생은 설계기준강도 결정 시 고려되는 설계 변수가 아니며, 앵커의 다양한 직경에 따른 인장 콘파괴강도 역시 설계기준에서는 반영되고 있지 않다. 이렇게 설계기준에서 고려하지 못하고 있는 변수들을 위해 Nilforoush et al. (2018)⁽⁸⁾은 선설치 앵커의 묻힘 깊이와 직경 변수에 따른 실험연구를 진행하였으며 (Nilforoush et al., 2018)⁽⁸⁾, 그 결과 선설치 앵커의 직경은 인발 강도에 영향을 미치며 묻힘 깊이를 기준으로 콘크리트 두께가 충분히 확보되지 않은 실험체는 낮은 휨강성 및 휨변형으로 최종 파괴형상이 콘크리트 콘파괴와 동시에 쪼갬파괴가 발생되는 믹스파괴로 발생됨을 확인하였다. 또한, 선행연구의 경우 콘크리트의 폭과 길이 대비 동일한 두께 (25 %)를 확보한 경우 콘크리트 두께 증가에 따라 약 17 %의 인발 저항력이 증가함을 확인하였으나, 본 실험과 같이 얇은 콘크리트 패널을 사용할 수밖에 없는 특수한 경우 파괴 인발 강도 향상을 위해서는 쪼갬파괴를 동반하더라도 묻힘 깊이를 증가시킬 수밖에 없는 결과로 나타났다. 즉, 본 실험의 최대 묻힘 깊이 (80 mm)를 확보한 경우 앵커 직경 등 앵커 제원이 다르더라도 설계기준에 따른 콘크리트 파괴강도는 37.04 kN으로 동일하다. 그러나 평균 인발 강도가 설계기준강도 대비 약 109 %인 직경 16 mm 앵커를 제외하고 직경 12 mm 와 20 mm 앵커의 실험 결과는 각각 약 86 %, 84 %으로 설계기준강도를 만족하지는 못한다. 앵커직경 12 mm 대비 16 mm에서 큰 인발 강도와 20 mm에서 작은 인발 강도가 나타난 결과는 충분한 묻힘 깊이가 확보된 앵커의 경우 앵커 직경의 증가가 오히려 과도한 쪼갬파괴를 유발하여 전체 인발 강도를 현저히 저하시킨 결과로 판단된다. 또한, 직경 16 mm 앵커를 대상으로 콘크리트 두께 대비 1/3 (40 mm), 1/2 (60 mm), 2/3 (80 mm)로 앵커 묻힘 깊이를 증가시킬 경우 묻힘 깊이 증가에 따라 인발 강도가 증가하는 경향으로 나타난다. 즉, SA16-H80의 경우가 가장 큰 인발 강도를 발생시키는 경우로 결정되고, 휨변형을 동반할 수밖에 없는 두께가 얇은 콘크리트 패널의 경우 쪼갬파괴는 피할 수 없는 파괴 모드이기에 시공가능성 향상을 위해 SA16-H80 실험체에 와이어 매쉬를 추가하여 실험을 실시하였다. 와이어 매쉬가 설치된 SA16-H80- mesh의 인발 강도 실험결과 Fig. 7과 같이 각 실험체의 하중-변위 편차가 현저히 줄어드는 경향이 확인되었으며, 측정된 인발 강도 (42.53 kN) 역시 설계기준강도를 만족하는 결과로 나타났다. Fig. 11은 실험체에 사용된 앵커의 직경 및 묻힘 깊이 비율에 따라 측정된 선설치 앵커의 인발 강도와 설계기준강도비를 나타낸 결과이다. 최대 인발 강도를 확보하기 위해서는 SA16-H80-mesh가 가장 적합하다 판단되며, SA16-H40, SA16-H60 또한 설계기준을 만족하므로 시공 가능성은 충분한 것으로 판단된다.

Fig. 11. Comparison between designed and experimentally tested pull-out capacity with various anchor diameter and embedment depth