1. 서 론

콘크리트 구조물과 비구조요소 간 정착을 위해 널리 사용되는 콘크리트용 앵커볼트는 시공순서에 따라 선설치(Cast-in-place)와 후설치(Post-installed)로 분류된다. 콘크리트 구조물에 정착된 앵커는 외부 하중에 대해 저항하는 동시에 콘크리트로 하중을 전달한다. 앵커의 저항 성능은 앵커 및 콘크리트의 제원과 기하학적인 요소에 의해 결정되고, 이를 주요변수로 설계기준에서는 강도식을 제시하고 있다 (ACI- 318, 2011)⁽¹⁾. 후설치 앵커는 정착메커니즘에 따라 기계식, 마찰식, 접착식 정착으로 분류된다. 본 연구에서는 고중량 비구조요소를 정착하기 위해 주로 사용되는 비틀림 제어 확장앵커를 대상으로 연구를 진행하였다. 마찰 저항방식은 비틀림 확장형(Torque-controlled expansion anchor)과 변위 확장형(Displacement-controlled expansion anchor)으로 분류된다. 설계기준에서는 하중에 저항하기 위한 단일 앵커의 기하학적인 영향을 최소화하기 위해 앵커를 중심으로 묻힘깊이의 4배(4$h_{ef}$)가 확보되도록 위험 연단거리를 제시하고 있다 (ACI-318, 2011)⁽¹⁾. 하지만, 실제 구조물에서는 단일 앵커 간 충분한 간격을 확보하지 못하여 설계기준 상 위험 연단거리 기준을 만족하지 못하는 경우가 많다. 이 경우 인장 강도 산정 시 콘크리트 쪼갬에 대한 수정계수가 반영된다 (ACI-318, 2011)⁽¹⁾.

후설치 앵커는 콘크리트를 드릴비트 등으로 천공한 뒤 삽입하여 정착시키는 공정상 이점을 가진다. 이에 따라 발전플랜트 시설 등 산업시설에서는 비구조요소의 정착을 위해 후설치 앵커가 주로 사용되고 있다. 후설치 앵커는 콘크리트 천공홀 내부 다양한 메커니즘에 의해 정착되기 때문에 하중 저항에 대한 다차원적인 검토가 필요하다. 저항 성능의 주요변수와 콘크리트 제원 및 기하학적 요인에 따른 다양한 실험 연구가 수행되고 있다. 비보강 및 보강 콘크리트의 균열 유무에 따른 단일 앵커의 거동을 연단거리의 영향을 받지 않는 실험체를 대상으로 정적 및 동적실험을 수행하여 저항 성능을 평가하였다 (Kim et al., 2004; Mahrenholtz, P. and Eligehausen, R., 2015)^(2,3). 연단거리를 주요변수로 인장실험을 진행하여 앵커의 내하력을 확인하였다 (Karmazinova et al., 2009)⁽⁴⁾. 앵커의 묻힘깊이와 토크에 따른 인장 실험을 진행하고 인장 특성을 2-선형 하중-변위 모델을 제시할 수 있다 (Delhomme et al., 2018)⁽⁵⁾. 국내 구조물에 사용되는 후설치 앵커를 대상으로 토크에 대한 영향력을 평가하기 위해 실험 및 유한요소해석 연구가 수행되었다 (Kim et al., 2013)⁽⁶⁾. 외부 하중에 의한 앵커의 파괴 경향 및 콘크리트의 손상 정도를 파악하기 위해 비선형 유한요소해석 연구가 수행되고 있다 (Eriksson and Gasch, 2011; Tsavdaridis et al., 2016; Gontarz and Podgórski, 2019; Chen et al., 2020)^(7-10).

본 연구에서는 위험 연단거리를 확보하지 못한 앵커의 인장거동 특성을 분석하고자 하였다. 이를 위해 인장 시 콘크리트 쪼갬의 간섭을 받을 수 있는 콘크리트 실험체를 구성하였다. 인장실험은 표준시험법 (ASTM E488-18, 2018)⁽¹¹⁾에 따라 비구속 및 단조하중 시험으로 구성하였다. 대상 앵커는 유럽 기술기준에 승인되어 발전플랜트 시설에 사용되는 비틀림 제어 확장앵커 (Hilti, 2019)⁽¹²⁾를 사용하였다. 계측된 하중-변위 곡선 및 파괴 형상을 통해 앵커의 저항 성능과 거동 특성을 파악하고자 하였다. 또한, 앵커의 해석적 분석을 위해 범용구조해석 프로그램 ABAQUS 6.20 (2020)을 이용하였다. 콘크리트와 앵커의 제원을 토대로 3차원 비선형 유한요소모델을 구성하였다. 앵커는 동일한 저항 메커니즘 내 다양한 형상 및 물성을 가진다. 특정 앵커의 거동은 앵커의 형상 등 자체 특성이 반영된 모델이 제안되어 확인할 수 있다 (Kim et al., 2013; Chen et al., 2020)^(6,10). 앵커의 저항메커니즘을 완전 부착으로 가정하여 앵커의 인장 거동 경향성을 파악할 수 있다 (Eriksson and Gasch, 2011)⁽⁷⁾. 본 연구에서는 비틀림 제어 확장앵커의 저항 방법을 경계조건을 통해 반영하고자 하였으며, 인장력에 대한 저항 성능과 전반적인 거동 특성을 확인하고자 하였다. 이를 위해 앵커와 콘크리트의 경계조건을 완전 부착 조건과 연결요소 조건으로 변수를 분류하였다. 연결요소 조건의 경우 인장실험으로 도출된 3-선형 강성 모델을 토대로 앵커의 인장 거동을 반영할 수 있도록 구성하였다. 도출되는 하중-변위 결과와 하중 단계에 따른 해석 결과는 실측된 결과와 비교·분석하였다. 또한, 구성한 앵커 모델은 저항 성능의 주요변수를 반영하여 변수해석을 진행하고 도출된 결과를 통해 인장 경향을 분석하였다.

2. 콘크리트용 앵커볼트

2.1 후설치 앵커볼트

후설치 앵커볼트는 콘크리트 설계강도 발현 후 설치하는 연결요소로 정착대상의 소요 하중 및 외부에서 유입되는 하중을 콘크리트에 전달하고, 하중 전달 경로에 따라 기계적 연결, 마찰적 연결, 화학 접착식으로 분류된다(Fig. 1). 후설치 확장형 앵커는 토크 제어식과 변위 제어식으로 분류할 수 있으나 마찰력으로 하중을 저항하는 것은 동일하다. 토크 제어식은 회전력을 가하면 콘이 슬리브를 확장시키는 방식으로 콘크리트 내부에 정착되는 방식이고, 변위 제어식은 슬리브에 해머 등의 장비를 통해 충격 하중을 가하여 슬리브가 확장되는 방식이다 (Eligehausen et al., 2006)⁽¹⁴⁾.

Fig. 1. Post-installed anchors: (a) adhesive anchor (b) undercut anchor (c) torque-controlled expansion anchors ((c1) sleeve-type and (c2) stud-type) and (d) drop-in type displacement-controlled expansion anchor (ACI-318, 2011)⁽¹⁾

2.2 설계기준

설계기준에서는 작용하는 하중 방향에 따라 설계강도를 검토할 수 있도록 제시하고 있다. 인장에 저항하는 앵커의 강도는 강재파괴, 콘크리트 콘 파괴 등 5종류 파괴모드에 대해 제시하고 있다. 연구 대상인 후설치 확장형 앵커는 ACI-355.2 (2007)⁽¹⁵⁾에 따라 별도의 실험과 평가를 통해 5 % 분위수를 기초로 하는 앵커의 뽑힘강도(Fig. 2(b))를 제외하고 강재 파괴(Fig. 2(a)) 및 콘크리트 콘 파괴 강도(Fig. 2(c))에 대해 검토할 수 있다. 앵커 강재의 지배적인 거동으로 인해 산정되는 강재 파괴 강도는 식(1)과 같으며, 콘크리트 콘 파괴 강도는 식(2)와 같다.

(1)

$N_{sa}=n A_{se,\:N}f_{uta}$

여기서, $n$: 앵커 그룹에서 앵커의 수, $A_{se,\:N}$: 인장에 대한 단일 앵커의 유효 단면적, $f_{uta}$=1.9$f_{y}$ 또는 860 MPa

(2)

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

여기서, $A_{Nc}$: 인장을 받는 앵커에서 콘크리트 파괴체의 투영면적[mm2], $A_{Nco}$: 연단거리가 1.5$h_{ef}$ 이상인 인장을 받는 단일 앵커 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

Fig. 2. Failure modes for anchors under tensile loading(ACI-355.2, 2007)⁽¹⁵⁾

3. 앵커의 인장실험

3.2 인장 저항 결과

저항 성능의 주요변수인 콘크리트 강도는 재령 28일 차 압축강도 시험을 수행한 결과 평균 32 MPa이다. 인장실험은 콘크리트 재령 35일 차에 진행하였고, 실험체 4개에 대한 하중-변위 곡선은 Fig. 5(a)에 정리하였다. 인장 강도에 대한 하중과 변위 그리고 최종 확인된 파괴모드는 Table 3으로 정리하였다. 인장력 도입 시 콘크리트 쪼개짐 영향을 받는 단일 앵커는 앵커의 평균 변위발생량 8.81 mm에서 평균 73.1 kN의 최대 하중이 도출된다(Table 3). 콘크리트 실험체는 최대 하중에 도달하는 시점에서 표면 균열이 확인되고, 최대 하중 이후 발생된 최종 파괴 형상은 Fig. 4와 같다. 콘크리트 균열 양상은 정착된 앵커로부터 방사형으로 발생되고 묻힘깊이의 약 50 % 지점에서부터 콘크리트 콘 파괴 형상과 앵커의 뽑힘이 도출되었다(Fig. 4). 따라서 본 실험체의 파괴모드는 쪼갬파괴가 동반된 콘크리트 파괴와 앵커의 뽑힘파괴로 복합적인 파괴 모드가 나타난다. 실측된 하중-변위 결과를 평균한 결과, 앵커 변위 1 mm에서 하중 26.11 kN이 발생되고 이후 강성이 변화되며 최대 하중에 도달하게 된다. 도출된 경향을 분석하여 인장 거동 특성을 파악하기 위해 하중-변위 결과의 기울기 및 강성변화에 따라 Fig. 5(b)와 같이 3구간으로 분류하였다. 앵커 변위 0~1 mm를 1차 구간 강성($K_{1}$), 1~6 mm를 2차 구간 강성($K_{2}$), 6~8 mm를 3차 구간 강성($K_{3}$)으로 정의하였다. 1차 구간 강성은 26.11 kN·mm-1이고 2차 및 3차 구간 강성은 각각 7.75 kN·mm-1, 4.57 kN·mm-1로 1차 구간 강성 대비 70 % 및 82 % 강성이 저하되는 결과로 나타난다.

Table 1. Mix-proportion of concrete specimen

Unit [kg/m3]
Water	Cement	Sand	Gravel	Fly ash	Air-entraining agent
170	310	724	1008	75	2.63

Table 2. Design strength of anchor by tensile loading

Failure mode	Design strength [kN]
Steel strength	94.2
Concrete breakout	21.81

Fig. 3. Preparation for tensile test of anchors

Table 3. Results and failure mode of tensile test

Model	Load [kN]	Displacement [mm]	Failure mode
Tensile-test-1	74.13	8.96	C&P
Tensile-test-2	77.52	11.16	C&P
Tensile-test-3	70.59	7.56	C&P
Tensile-test-4	70.17	7.56	C&P
AVG.	73.10	8.81
*C : Concrete breakout failure, P : Pull-out failure

Fig. 4. Failure mode of tensile test

Fig. 5. Resistance capacity of anchors by tensile loading

4. 유한요소해석

인장력에 의한 앵커는 강성의 변화가 발생하고 복합적인 파괴 모드가 도출되는 거동특성을 실험을 통해 확인하였다. 그러나 하중 단계별 발생되는 콘크리트와 앵커의 응력 수준 및 전달 등 콘크리트 내부 상태를 확인하기에는 한계가 있다. 이를 위해 실험체 구성요소인 앵커와 콘크리트 제원을 바탕으로 유한요소모델을 구성하였다. 하중 유입에 의한 앵커와 콘크리트의 응력 및 소성 단계 진전 등 수치해석을 진행하여 정략적인 결과 분석을 수행하였다.

4.2 앵커의 정착조건 및 주요변수

콘크리트는 한 변의 길이가 500 mm인 정사각형으로 구성하고, 앵커의 총 길이는 163 mm로 설정하였다(Fig. 7(a) and (b)). 콘크리트 천공 직경 및 앵커 지름은 24.55 mm로 설정하여 접촉된 상황으로 모델링하였다(Fig. 7(c)). 앵커와 콘크리트의 접촉면은 강성접촉(Hard contact)으로 구성하고, 접선방향은 마찰조건(Friction coeff. 0.4)으로 모델링하였다. 콘크리트의 총 요소개수는 77,184개(Global seed size: 12.5), 앵커는 1,050개(Global seed size: 5)로 3자유도 8지점과 최소의 적분점을 사용하는 요소(C3D8R)로 모델링하였다. 특히, 콘크리트 천공홀 지름에 대해서는 최소 2개의 요소가 앵커 한 요소의 하중을 전이할 수 있도록 앵커 요소 크기 5 mm에 대비하여 콘크리트 천공홀 요소 크기는 2.5 mm으로 앵커와 접촉되는 부분을 세분화 하였다. 인장실험 조건에 따라 하중은 앵커의 최상단면에 변위제어로 반영하고 경계조건은 콘크리트 바닥면 전체로 구성하였다. 경계조건은 인장지그를 모사화하는 모델이 인장실험 구성과 동일한 조건이지만, 4.2.2절 해석 결과를 통해 도출되는 하중-변위 곡선 및 변형률 수준에서 큰 차이가 없음을 확인하였고, 해석의 수렴성 향상을 목적으로 바닥면에 경계조건을 부여하였다.

Fig. 7. FE model of concrete and anchor

4.2.1 완전 부착 조건

슬리브 확장으로 인한 콘크리트와의 정착을 일체거동으로 적용하기 위해 Line A와 Line B 사이의 면적을 완전 부착 조건(Tie-constraint)으로 모델링하였다(Fig. 7(c)). Line A는 앵커의 유효 묻힘깊이 100 mm를 기준으로 설정하기 위해 앵커의 최상단면 기준 143 mm인 부분이고, Line B는 묻힘깊이 100 mm 기준 3/4인 부분으로 앵커 최상단면 기준 118 mm으로 설정하였다. 완전 부착 모델(Constraint model)의 해석 결과 앵커의 변위 발생량 0.72 mm에서 최대 하중 102.15 kN이 발생하였다. 이 결과는 실험로부터 도출된 하중 73.1 kN에 대비하여 40 % 높은 값이다. 또한, 완전 부착 모델의 변위 발생량(0.72 mm)은 실측된 앵커의 변위 발생량(8.81 mm) 대비 92 % 짧게 발생되는 것으로 확인하였다(Fig. 8(a)). 콘크리트 정착부의 손상 정도를 인장 변형률을 기준으로 확인하였고, 인장 변형률은 인장강도에 대한 변형률로 산정하였다. 콘크리트의 중심 단면을 통해 최대 주변형률(Max principal strain)을 확인한 결과, 앵커와 콘크리트 완전 부착 조건부를 중심에서부터 콘크리트 표면부까지 손상되는 것으로 판단된다(Fig. 8(b)). 완전 부착 조건으로 가정한 변수 모델은 인장실험으로 확인된 구간에 따른 강성 변화가 확인되지 않는다. 즉, 완전 부착 모델은 콘크리트의 손상 경향성을 확인할 수 있지만 실제 거동을 반영할 수 없는 것으로 판단된다.

Fig. 8. Analysis result of constraint model

4.2.2 연결요소 조건

앵커의 메커니즘을 완전 부착 조건으로 가정한 모델은 앵커 슬립 등 인장 시 실제 거동을 모사하는 것에 한계가 있음을 확인하였다. 앵커의 실제 거동을 모델로 모사하기 위해 본 연구에서는 다선형 강성 모델로 거동을 정의할 수 있는 연결요소조건(Connector-axial type)을 정착메커니즘으로 적용하였다. 연결요소 조건의 경우 강구조 연결부에서 슬립-마찰의 거동을 적용한 바 있으며 (Ormeño et al., 2015)⁽¹⁹⁾, Mohamed et al. (2020)⁽²⁰⁾이 리브 볼트에 대해 인발실험을 수행하고 하중-변위 곡선을 3구간으로 분류하여 거동을 정의한 바를 바탕으로 연결요소에 대한 모델을 구성하였다. 연결요소는 Fig. 7(c)에 정리된 Line A와 B에 대하여 1 Line 마다 6 지점씩 앵커와 콘크리트 요소를 연결하였다. 또한, 지그 유무에 따른 영향성을 확인하기 위해 실제 인장 지그의 원형 강재를 유한요소모델로 모사하고 콘크리트 상단부에 완전 부착 조건으로 경계조건을 모델링하였다. 인장실험으로 도출된 강성 경향을 3구간으로 분류하여 인장 거동 특성을 알 수 있었고, 연결요소조건의 거동이 3구간 경향을 포함할 수 있도록 정의하기 위해 변수해석을 수행하였다. 실험 결과를 바탕으로 구성한 3구간 강성은 연결요소 조건에 3-선형 모델(Tri-linear model)로 적용하였고, 3구간 강성 정의 시 도출되는 거동성 차이를 확인하기 위해 2-선형 강성 모델과 비교하였다. 2-선형 모델(Bi-linear model)은 연결요소에 반영하기 위해 2·3차 구간에 대한 평균값을 1차 구간 이후 거동으로 가정하고 수치해석을 진행하였다.

다선형 모델에 대한 해석 결과 모두 약 76.1 kN의 하중이 약 7.78 mm의 변위에서 발생되고 최대 하중 이후 일정한 강성이 도출되는 경향을 확인할 수 있다. 그러나 2-선형 모델은 초기강성 이후 실험 강성 대비하여 낮게 도출되고, 3-선형 모델의 경우 2-선형 모델 대비 실험 결과와 유사한 결과가 나타난다(Fig. 9(a)). 3-선형 모델 구간에 따라 콘크리트 내부 손상 정도를 확인한 결과, 변위 발생량 1 mm에서는 인장 변형으로 인해 앵커와 콘크리트 정착부의 손상이 확인된다(Fig. 9(c)). 변위 발생량이 커짐에 따라 손상부가 확대되며 콘크리트 표면부까지 인장 변형의 영향이 도달하게 되는 것을 알 수 있다(Fig. 9(d) and (e)). 또한, 본 연구에서 제시하는 모델의 경우 인장 지그 유무에 상관없이 유사한 결과가 도출되는 것을 확인할 수 있다(Fig. 9(b) and (f)). 이에 따라 2-선형 및 3-선형 모델의 해석 결과는 실험 결과에서 정리한 강성 경향(Fig. 4(b))과 같이 구간별 강성 경향을 확인할 수 있지만, 연결요소를 적용한 앵커의 인장 모델은 적어도 3-선형 모델을 연결요소조건으로 반영되어야 하는 것으로 판단된다. 그러나 콘크리트 쪼개짐($ψ_{cp,\:N}$)에 관한 변수 등 단일조건의 결과를 토대로 검증하였기에 저항 성능에 관한 다양한 변수의 추가적인 검토가 필요한 것으로 판단된다.

4.2.3 콘크리트 파괴 강도 주요 변수

설계기준 (ACI-318, 2011)⁽¹⁾에서는 콘크리트 파괴 공칭강도($N_{b}=k_{c}\lambda_{a}\sqrt{f_{c}^{'}}h_{ef}^{1.5}$)의 경우 콘크리트 압축강도와 묻힘깊이에 따라 결정된다. 설계강도를 결정하는 주요 변수인 콘크리트 압축강도에 따른 비교를 위해 압축강도 30 MPa(C30)을 기준으로 ±10 MPa인 20 MPa(C20)과 40 MPa(C40)에 대한 모델을 구성하였고, 이에 따른 묻힘깊이는 기존 100 mm(H100) 대비 50 %(H50), 75 %(H75)로 각각의 변수모델을 구성하였다. 콘크리트의 압축강도는 앵커 접촉부의 지압력 차이로 고려하고, 묻힘깊이의 경우 접촉면적 간 영향력의 차이를 고려하여 기존 모델(C30-H100) 대비 콘크리트 탄성계수와 묻힘깊이의 비율 차이를 구간 강성 비로 반영하였다.

Fig. 9. Result of parameter study about connector model

콘크리트 압축강도에 따른 변수해석 결과(Fig. 10(c)), 압축강도 20 MPa과 40 MPa 모델의 최대 하중은 각각 61.24, 82.02 kN으로 압축강도 30 MPa 모델 대비하여 각각 81 %, 108 % 발생하였다. 압축강도 경향에 따라 초기 거동이 상이하며 이후에도 3-선형 모델 강성 비에 따라 인장 저항의 결과 차이를 확인할 수 있다. 또한, 압축강도 변수 모델은 모두 압축강도 30 MPa 모델 경향과 동일하게 설계기준 콘크리트 파괴 강도 이후 강성이 변화되며 강재 파괴 강도는 넘어서지 않는 것으로 확인된다. 이를 통해 다양한 압축강도에서 역시 기하학적인 제약을 받는 앵커의 경우 복합적인 파괴 형상이 도출될 것으로 판단된다. 압축강도 및 묻힘깊이 변수에 대한 해석 결과, 묻힘깊이 50 mm의 경우 모두 설계기준 콘크리트 파괴 강도 보다 높은 최대 하중이 도출되지만(Fig. 10(a)), 압축강도 20, 30, 40 MPa 모델은 설계강도 대비 각각 3, 15, 18 % 정도 높게 도출된다. 묻힘깊이 50 mm 모델은 모두 모델링한 콘크리트 크기에 대해 기하학적인 영향을 받지 않으며, 최종 콘크리트 파괴 형상으로 도출되는 것으로 판단된다. 반면 묻힘깊이 75 mm 모델은 묻힘깊이 100 mm 모델과 동일하게 기하학적인 영향을 받으며, 최대 하중은 압축강도 20, 30, 40 MPa 모델 각각 29.04, 53.49, 63.41 kN으로 묻힘깊이 100 mm 결과 대비하여 53, 30, 23 %으로 낮게 도출된다(Fig. 10(b)). 즉, 묻힘깊이 75 mm 모델 역시 복합적인 요소가 인장 거동에 영향이 있는 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서 제시하는 앵커의 인장모델은 연결요소를 3-선형 거동으로 정의할 수 있으며 콘크리트의 물성 변화와 묻힘깊이의 차이가 구간에 따른 강성 비로 반영되어야 인장 거동의 경향성을 확인할 수 있을 것으로 판단된다.

5. 결 론

본 연구에서는 후설치 앵커 중 고중량 기기 정착에 사용되는 비틀림 제어 확장앵커를 대상으로 인장 거동 시 콘크리트의 쪼개짐 영향을 받을 수 있는 실험체에 대해 인장실험을 수행하였다. 콘크리트 및 앵커의 기본 제원을 바탕으로 비선형 유한요소모델을 구성하고 실험으로 도출된 앵커의 거동 특성을 반영하였으며, 정착메커니즘을 반영하기 위하여 완전 부착 조건 및 연결요소 조건에 대한 변수해석을 수행하였다. 또한, 설계강도 주요 결정변수인 콘크리트 압축강도 및 묻힘깊이에 따른 해석 연구를 수행하였으며 정리된 결론은 다음과 같다.

(2) 인장실험 결과 쪼개짐을 동반한 콘파괴 형상으로 나타나며, 하중-변위 결과로부터 3구간 강성으로 분류될 수 있으며, 정착부 파괴에 따라 1·2차 강성 구분 구간이 나타난다. 이때 2차 강성은 1차 강성 대비 70 % 강성이 감소한 결과를 보이며, 3차 구간은 콘크리트 쪼개짐의 영향이 동반된 구간으로 1차 강성 대비 82 % 저하된 강성 결과를 보인다.

(3) 완전부착 모델의 해석 결과 콘크리트 내부 손상 경향은 콘 파괴 형상으로 확인되지만, 실제 앵커 거동을 반영할 수 없는 것으로 판단된다. 연결요소 모델의 해석 결과 2·3-선형 모델 모두 초기 강성이 실험 결과와 동일하게 도출되지만 3-선형 모델이 콘크리트 균열 및 슬립 거동 반영에 더 적합한 것으로 판단된다.

(4) 콘크리트의 압축강도 및 앵커 묻힘깊이에 따른 변수해석 결과 앵커의 인장 저항 특성은 콘크리트 파괴 전과 후에 따라 변화되는 것으로 판단된다.

(5) 단조 하중에 대한 비틀림 제어 확장앵커의 저항 성능 및 거동 특성을 바탕으로 반복 하중 등 다양한 시험에 대한 기초로 연구 확장이 가능한 것으로 판단된다.

(6) 설정한 강성 구간에 따라 콘크리트 내부 손상 정도를 콘크리트 변형률을 통해 확인할 수 있고 이를 통해 파괴 형상에 대한 경향성을 확인할 수 있다. 그러나 단일 조건의 실험체를 반영한 본 모델을 통해 인장 거동에 대한 경향성을 일반화하기 어렵다.