3.1 FEM 해석 변수 설정

Fig. 5와 같이 후설치 앵커는 한쪽 선단에는 나사산과 와셔 및 너트가 함께 있으며, 다른 선단에는 나사산을 가공하여 확장 헤더와 확장 슬리브를 걸어 놓은 구조이다. 후설치 앵커는

걸림력과 마찰력으로 인장강도에 저항하는 구조로서 이러한 인장강도에 영향을 줄 수 있는 파라메터는 슬리브의 길이와 헤더의 길이라고 할 수 있다(Fig. 6 참조). 이에 본 연구에서는 아래 Table 2와 같이 M12 앵커를 대상으로 기본모델과 6가지의 해석 변수를 설정하여 수치해석을 수행하였고, 최적의 슬리브 길이와 헤더 길이를 선정하고자 한다.

Table 3과 Table 4는 FEM 해석 시 격자(Mesh)와 재료 상세를 입력데이터를 나타낸 표이다. 해석에 사용된 프로그램은 아바쿠스(ABAQUS 6.20)이다(J. Lubliner et al., 1989)⁽⁷⁾.

3.2 FEM 해석 결과

Fig. 6은 각 변수별(슬리브의 길이와 헤더의 길이) 해석결과를 기본모델의 상대비로 나타낸 그림이다. 또한, Table 5는 해석 변수별 결과를 나타낸 표이다.

Fig. 6에서 알 수 있듯이 슬리브의 길이가 넓어질수록 마찰력은 커지는 것으로 나타났다. 하지만, 슬리브의 길이가 10㎜

를 초과할수록 내력의 증가가 감소하는 것을 알 수 있었다. 헤드 길이에 따른 해석결과, 헤드 길이가 3.0㎜까지는 선형적으로 증가하였지만, 헤드길이가 4.5㎜인 경우에는 내력이 크게 증가하지 않는 것을 알 수 있었다.

FEM해석을 통해 최적 슬리브 길이(9.0㎜)와 헤더 길이(3.0㎜)를 선정하였고, 최적 슬리브 길이와 헤더 길이를 적용한 모델을 기본모델과 비교하여 Fig. 7과 Table 6에 나타내었다. FEM 해석결과 기존 모델 대비 약 2.25배의 성능향상을 나타내었다.

4.1 개선된 후설치 앵커의 성능 실험

개선된 M12 앵커의 성능 효과를 비교 분석하기 위해 Fig. 8과 같이 1,800×1,800×300㎜의 콘크리트 시편을 제작하였다. 콘크리트 시편은 비균열 콘크리트이며, 콘크리트 파괴에 영향을 미치는 철근은 배근하지 않았다. 실험체의 부재두께는 h$_{min}$= 1.5hef 이상으로 제작하였으며 쪼깸 방지 및 상호 영향을 주지 않기 위해 최소 앵커간격 s$_{min}$=6d0 이상으로 앵커를 설치하였다(Fig. 8 참조). 콘크리트의 강도는 콘크리트용 앵커설계법 및 예제집(KCI, 2018)⁽¹⁶⁾ 의 기준에 따라 일반강도 21MPa, 고강도 50MPa로 계획하였다. 28일 압축강도 실험 결과 일반강도는 23.5MPa, 고강도는 50.5MPa로 나타났다.

Table 7은 개선 전ㆍ후의 앵커의 성능을 평가하기 위하여 시험군을 선정하여 실험을 수행하였다. 앵커 실험체는 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집(KCI, 2018)⁽¹⁶⁾의 앵커시스템

평가를 위한 실험 프로그램의 실험번호 1, 2 이며, 실험체 명은 앵커의 개선 유무-콘크리트 강도-유효 묻힘 깊이로 명명하였다. 기준 실험의 경우 규정에 의해 실험군 당 최소 5개 이상의 앵커 실험체를 제작하여 평균, 표준편차 및 변동계수로 평가하게 되어 있다. 이러한 조건에 부합되도록 앵커의 개선유무, 묻힘깊이 및 콘크리트 강도로 나누어 인발실험 40개 및 전단실험 10개 총 50개의 실험체에 대해 성능평가 실험을 수행하였다.

Fig. 9는 앵커의 인발실험 및 전단실험의 셋팅도를 나타낸 것이다. 그림과 같이 앵커에 연결철물을 체결하고 앵커가 지그의 중심에 오도록 설치하였다. 지그는 로드셀(500kN)과 결속하였으며 로드셀 위에 실린더를 설치하고 전산볼트(M24)로 앵커-지그-로드셀을 일체화하였다. LVDT (200㎜)는 지그에 고정하여 변위를 측정하였고 유압잭(250kN)을 연결하여 하중을 가한 후 로드셀로 하중을 측정하였다. 제조사에서 제공한 토크 값은 50N․m으로 토크를 가한 후 10분이 경과하면 토크를 완전히 제거하고 다시 50%의 토크를 가하여 실험을 수행하였다.

4.2 실험결과 및 분석

Fig. 10은 개선된 앵커 인발실험 최종 파괴 사진이며, Table 8과 Table 9에 개선 전ㆍ후 앵커의 콘크리트 강도와 묻힘 깊이에 따른 실험결과를 나타내었다.

개선 전 묻힘 깊이 50㎜ 실험체의 최종파괴 형태를 분석해 보면 일방강도수준의 콘크리트 강도를 갖는 경우, 모든 실험체에서 콘크리트 콘파괴 양상을 나타내었다. 하지만, 고강도의 경우에는 5개중 3개 실험체에서는 콘크리트 콘파괴 양상을 나타내었고, 2개 실험체에서는 뽑힘 파괴 양상을 나타내었다. 또한, 묻힘 깊이 70㎜ 실험체의 최종파괴 형태는 일반강도의 경우에는 개중 3개 실험체에서는 콘크리트 콘파괴 양상을

나타내었고, 고강도의 경우에는 3개의 실험체에는 뽑힘 파괴가 2개의 실험체에서 콘크리트 콘 파괴가 나타났다. 묻힘 깊이가 50㎜인 개선 전 앵커의 평균 강도는 25.7kN로 나타났고, 표준편차는 4.13, 변동계수는 16.1%로 나타났다.

또한, 묻힘 깊이가 70㎜인 개선 전 앵커의 평균 강도는 28.7kN이며, 표준편차는 4.13, 변동계수는 15.1%로 나타났다. 개선 전 앵커의 경우 콘크리트구조기준에서 제시하는 변동계수 15%를 만족하지 못하는 것으로 나타났다. 이러한 이유는 개선 전 앵커의 경우 오픈형 슬리브로 변형이 크게 발생하여 걸림력이나 마찰력에서 손실이 크게 나타나 인발강도가 크게 차이가 나는 것으로 판단된다. 개선 후, 묻힘 깊이 50㎜ 실험체의 최종파괴 형태는 일반강도와 고강도 모두 콘크리트 콘파괴 양상을 나타내었다. 또한, 묻힘 깊이 70㎜ 실험체의 최종파괴 형태도 묻힘 깊이 50㎜와 동일하게 모든 실험체에서 콘크리트 콘파괴 양상을 나타내었다.

묻힘 깊이가 50㎜인 개선 후 앵커의 평균 강도는 32.0kN으로 나타났고, 표준편차는 2.68, 변동계수는 8.4%로 나타났다. 또한, 묻힘 깊이가 70㎜인 개선 후 앵커의 평균 강도는 44.6kN이며, 표준편차는 2.27, 변동계수는 5.1%로 나타났다. 개선 후 앵커의 경우콘크리트구조기준에서 제시하는 변동계수를 모두 만족하는 것으로 나타났다. 개선 후 앵커의 경우 마찰면적이 증가하고 슬리브의 오픈부가 적어져 전체적으로 걸림력을 향상 시킬 수 있으며, 앵커 설치 시 축력에 의한 슬리브 간의 간섭이 없어 균등한 조임력을 받게 되며, 이에 따른 변동률도 줄일 수 있는 것으로 판단된다.

Fig. 11은 개선 전ㆍ후의 묻힘 깊이에 따른 인발강도를 나타낸 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 일반강도 콘크리트의 경우 개선 전ㆍ후의 인발강도가 묻힘 깊이가 50㎜인 경우에는 1.25배 증가하였고, 묻힘깊이가 70㎜인 경우에는 1.54배 증가하였다.

또한, 고강도 콘크리트의 경우에는 묻힘 깊이가 50㎜인 경우에는 1.28배 증가하였고, 묻힘깊이가 70㎜인 경우에는 1.55배 증가하는 것으로 나타났다. 유한요소 해석 시에는 개선 전․후의 강도가 약 225% 정도로 나타났지만, 실험결과에서는 묻힘 깊이에 따라 약 125%~ 155%정도로 나타났다. 이러한 사유는 시공 시 발생할 수 있는 여러 가지 문제점(수직도 및 청도 등)으로 판단된다. 하지만, 앵커의 슬리브와 헤더를 개선한 앵커가 각각 앵커의 표준편차도 균일하게 나오고, 변동계수 값도 규준에서 요구하는 값을 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 12는 개선 전ㆍ후 앵커 전단실험 최종파괴 사진이며, Table 10은 개선 전ㆍ후 앵커의 전단실험결과를 나타내었다. 전단 실험 결과 개선 전 앵커의 평균 강도는 18.1kN로 나타났고, 표준편차는 3.2, 변동계수는 17.7%로 나타났다. 개선 전 앵커의 경우 인발강도 실험과 동일하게 콘크리트구조기준에서 제시하는 변동계수 15%를 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

하지만, 개선 후 앵커의 평균 강도는 25.1kN로 나타났고, 표준편차는 1.8, 변동계수는 7.1%로 나타났다. 개선 후 앵커의 경우 인발강도 실험과 동일하게 콘크리트구조기준에서 제시하는 변동계수 15%를 만족하는 것으로 나타났다. 개선 전․후의 내력을 비교한 결과 약 138% 내진증진효과도 나타났다.