1. 서 론

콘크리트용 후설치 앵커는 피부착 구조물에 작용하는 하중을 모재인 콘크리트로 전달하는 구조재료로서, 비구조재를 구조부재에 부착하거나 노후건축물의 리모델링 계획 시 기존 구조체의 구조보강 목적으로 많이 활용되고 있다. 특히 최근 학교건축물의 내진보강공사에 기존 구조체와 보강 구조체의 접합을 위해 많이 사용되고 있다(Kim, 2020; Lee et al., 2019; Jung et al., 2019)^(1-3). Fig. 1은 국내 학교건축물의 내진보강 공사 시 후설치 앵커를 이용하여 보강재를 기존 구조체에 접합하는 과정을 보여주고 있다. 후설치 앵커에 대한 설계는 모재 콘크리트의 압축강도, 지압면적, 후설치 앵커의 강재특성, 묻힘 깊이 등을 변수로 고려하여 적절한 앵커의 규격과 설치 갯수를 시방과 함께 제시하고 있다. 하지만 실제 현장에서 후설치 앵커를 설치하는 과정에서는 설계안이나 시방에 표기된 사항을 지키지 못하는 경우가 종종 발생하고 있으며 그 결과 Fig. 2와 같은 사고사례가 발생하여 인명 및 재산피해를 발생시키는 경우가 보고되고 있다.

현장에서 후설치 앵커를 시공할 때, 시공오류가 발생하는 경우의 대부분은 콘크리트 강도가 설계기준강도를 만족하지 못하는 경우와 앵커설치 시 묻힘깊이를 확보하지 못하는 경우이다. 이 중 묻힘 깊이의 오류가 발생하는 경우는 앵커 설치를 위해 콘크리트모재를 천공할 때, 내부 철근 간섭에 의하여 적정한 묻힘 깊이를 확보하지 못하는 경우가 가장 많으며, 앵커의 슬리브 정착오류로 인하여 묻힘 깊이를 확보하지 못한 채 시공하는 경우도 있다. 실제 묻힘 깊이가 확보되지 못하였더라도 앵커의 특성상 콘크리트에 묻혀, 감리자 또는 감독자가 이를 확인하지 못하고 설치되는 경우가 발생하는 경우가 있으며, 오 시공된 후설치 앵커에 과 하중이나 충격 하중이 작용하는 경우 일정시간이 지난 후에는 사고로 이어지는 경우가 발생하게 된다. 따라서 묻힘 깊이를 확보하지 못한 앵커의 특성을 파악하여 설계자에게 적절한 데이터를 제공해야 할 필요성이 제기되고 있다.

Fig. 1. Seismic Retrofit of School Buildings

Fig. 2. Collapse accident due to an error in anchor design

본 연구에서는 비틀림 제어 확장형 후설치 앵커를 대상으로 설계자가 제시한 묻힘 깊이를 확보하지 못한 경우, 강도저하의 정도를 판단하고 이를 설계식에 반영하기 위한 연구를 수행하였다. 또한 앵커의 성능에 콘크리트 강도의 영향력을 검토하기 위한 시험도 동시에 수행하고 그 결과를 비교분석하였다. 이러한 결과를 기존연구(Hur et al., 2019)⁽⁴⁾의 데이터와 통합하여 후설치 앵커의 묻힘 깊이, 앵커의 직경 및 콘크리트 강도에 따른 앵커 강도 설계식의 적합성을 평가하고자 한다.

2. 앵커의 이론적 고찰

콘크리트용 앵커에 인발하중이 가해 질 경우, 발생하는 파괴모드는 강재 파괴, 뽑힘 파괴, 콘크리트 콘 파괴 등의 3가지 유형이 있다. 이 중, 강재파괴는 앵커재료의 항복에 의해 발생하며 뽑힘 파괴는 콘크리트에 천공하는 홀의 크기에 영향을 받는 인자로 시공 상 품질관리가 중요한 요소이다. 이에 반하여 콘크리트 콘 파괴의 경우 앵커의 성능을 모두 이용하는 것으로 콘크리트 콘 파괴강도에 의하여 설계가 수행된다. ACI설계기준 355.2(2011)⁽⁵⁾에는 단독으로 설치된 후설치 앵커의 콘크리트 콘 파괴를 산정하는 식은 콘크리트 압축강도와 묻힘 깊이에 의해 결정되며, 다음에 표시된 식(1) 및 (2)에 의해 산정된다.

여기서, $Ψ_{ed,N}$ : 연단거리에 의한 수정 계수

$Ψ_{c,N}$ : 모재콘크리트 균열에 의한 수정 계수

$Ψ_{cp,N}$ : 모재콘크리트 갈라짐에 대한 수정 계수

$A_{Nc}$ : 모재콘크리트의 투영면적

$A_{Nco}$ : 앵커 파괴면의 투영면적(연단거리 1.5$h_{ef}$ 이상)

$N_{b}$ : 모재 콘크리트 강도

$k_{c}$ : 인장에 의한 기본 콘크리트 파괴강도 계수

$f_{ck}$ : 콘크리트 설계기준 압축강도

$h_{ef}$ : 앵커의 유효 묻힘 깊이

3. 후설치 앵커의 인발 및 전단 성능시험

3.1 앵커 성능 시험 계획 및 시험 방법

후설치 앵커 중 확장형 앵커는 웨지 혹은 슬리브가 콘크리트로 확장하여 마찰력 및 걸림력이 작용하는 앵커로 슬리브와 헤드에 의해 앵커의 성능이 결정된다. 또한, 앵커의 인장강도가 충분하지 못할 경우 콘크리트보다 먼저 파괴될 수 있으므로 강재강도 역시 앵커의 성능에 영향을 주는 요인이다. 본 연구에서는 이 확장형 앵커를 시험 대상으로 선정하고 성능을 검증하기 위해 유효 묻힘 깊이와 콘크리트 강도를 변수로 하여 성능 시험을 계획하였다. 또한, ACI 318(2019)⁽⁶⁾에 따르면 일반강도 콘크리트는 17∼28 MPa, 고강도 콘크리트는 45∼59 MPa로 범위를 제한하고 있고 55 MPa을 초과할 경우 추가적인 시험이 필요하다고 명시되어 있다. 따라서 본 연구에서는 일반강도 콘크리트 24 MPa로 계획하였고, 28일 후 KS F 2405(압축강도 실험방법)에 의한 콘크리트 압축강도 시험결과 6개 공시체 평균값은 28.0 MPa로 나타났다. 또한, 고강도 콘크리트 48 MPa로 계획하였고, 28일 후 콘크리트 압축강도 시험결과 6개 공시체 평균값은 50.50 MPa로 나타났다.

앵커의 성능 시험을 위하여 1,800×1,800×250 ㎜(b×d×h)의 콘크리트 큐빅을 제작하였다. 콘크리트 큐빅 시험체는 균열이 발생하지 않은 콘크리트이며, 앵커의 영향만을 고려하기 위하여 배근은 수행하지 않았다. 시험체는 Fig. 3과 같이 ① 거푸집 조립, ② 레미콘에 의한 콘크리트 타설, ③ 천공 및 묻힘 깊이 측정, ④ 천공 홀 세척 및 확인, ⑤ 앵커 설치 순으로 제작하였다.

Fig. 3. Manufacturing of specimens

앵커 성능을 검증하기 위한 시험은 모재에 부착된 앵커와 가력기기를 연결하기 위한 철물을 조립하고 시험대상 앵커가 가력용 철물의 중심에 오도록 설치한다(Fig. 4 참조). 이후 시험용 철물은 500 kN 용량의 로드 셀에 결합시켜 하중을 측정할 수 있도록 조립하고, 실제 인발력은 300 kN 용량의 유압식 가력기를 설치하고 M24 전산볼트를 결합시켜 가력을 수행하였다. 앵커 설치시 유효한 토크 값을 유지시키기 위하여 제조사에서 제시한대로 30 N·m(M10) 및 200 N·m(M20)의 토크를 초기에 가하고 10분 후, 토크를 완전히 제거했다가 초기 토크 값의 50%를 가력 하여 시험을 수행하였다.

Fig. 4. Anchor test set-up(pull-out)

Table 1. Test variable

Concrete strength	Diameter (㎜)	Effective embedded depth (㎜)
Normal strength concrete	10	50
	20	80, 100
High strength concrete	10	50
	20	80, 100

Fig. 5. Anchor installation plan (unit: ㎜)

4. 시험 결과

M10 및 M20에 대하여 콘크리트 강도 및 묻힘 깊이를 변수로 시험을 수행한 결과, 콘크리트 강도와 상관없이 대부분의 앵커 시험 군에서는 콘크리트 콘(Cone) 파괴가 지배적으로 발생하였고 M10의 일반강도 콘크리트 시험 군에서 앵커의 뽑힘 파괴가 일부 발생하였다(Fig. 6 참조).

Table 2와 Table 3은 M10과 M20의 앵커 시험결과를 나타내었다. M10 일반강도 시험결과 표준편차는 3.3로 나타났고, 변동계수는 13.5%로 나타났다. 또한, 고강도 콘크리트 시험결과 표준편차는 4.5로 나타났고, 변동계수는 14.4%로 나타났다. 일반강도 및 고강도 모두 변동계수 값이 허용기준을 만족하지만, 변동계수 값이 크게 나타나는 것을 알 수 있었다. 이러한 사유는 앵커 강재의 항복강도를 증가와 슬리브의 걸림력 및 마찰력의 증가로 때문인 것으로 사료된다.

M20 앵커의 경우 콘크리트구조기준에 제시된 유효 묻힘 깊이는 100 ㎜이며, 짧은 묻힘 깊이 성능검토를 위해 묻힘 깊이 80 ㎜에 대한 시험을 수행하였다. 일반강도 콘크리트 시험결과 유효 묻힘 깊이가 100 ㎜인 경우 표준편차는 4.9로 나타났고, 변동계수는 6.2%로 나타났다. 묻힘 깊이 80㎜인 경우에는 앵커의 묻힘 깊이가 짧아져 각각의 시험체의 최대하중 편차가 커지는 결과가 나타났다.

Fig. 6. Test result(M10)

또한, 고강도 콘크리트 시험결과 유효 묻힘 깊이가 100 ㎜인 경우 표준편차는 2.9로 나타났고, 변동계수는 3.7%로 나타났다. 짧은 묻힘 깊이인 묻힘 깊이 80 ㎜인 경우에도 표준편차는 4.3으로 나타났고, 변동계수는 8.5%로 나타났다. 두 묻힘 깊이 모두 기준에서 제시하는 변동계수 15%는 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 7은 기존연구결과(Hur et al., 2019)⁽⁴⁾와 본 연구결과의 콘크리트 강도와 유효 묻힘 깊이에 따른 앵커의 인발강도를 비교한 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 콘크리트 강도에 따른 앵커 인발강도는 평균 약 10% 정도 증가하는 것을 알 수 있다. 콘크리트구조기준(KBC 2016)에 제시된 유효 묻힘 깊이의 경우 콘크리트 강도 증가에 따라 앵커의 인발강도도 증가하였지만, 짧은 묻힘 깊이의 경우 인발강도가 낮거나 미미한 것으로 나타났다.

Fig. 7. Test result according to embedded depth

5. 극한인발하중 설계식 검토 및 제안

ETAG(1997; 2007)⁽⁷⁾와 ACI에 따르면 인장하중에 따른 후설치 단일 앵커의 파괴모드별 설계기준은 다수의 시험을 수행하여 얻은 파괴강도에 의한 경험적 산정식으로 확립되었으며 본 연구에서 지배적인 파괴모드로 나타났던 콘크리트 콘 파괴 강도 역시 ANCHORING TO CONCRETE : The New ACI APPROACH (John E. Breen et al., 2001)⁽⁹⁾에서는 다수의 시험을 통해 유효 묻힘 깊이($h_{ef}$^1.5)와 콘크리트 강도($f_{ck}$^0.5)의 영향을 받는 것으로 보고되고 있다. 본 연구에서는 ETAG의 설계식을 기준으로 하여 본 연구의 실험결과와 설계식을 비교 분석하고자 한다.

5.2 수정식 제안

5.2.1 수정식 Ⅰ

수정식 Ⅰ은 동일한 유효 묻힘 깊이라도 다양한 앵커의 직경이 존재하므로 앵커의 직경/유효 묻힘 깊이에 초점을 맞추어, 이 비를 D에 포함하여 기존 식을 식(4)과 같이 수정하고자 한다. 설계식의 구성은 기존식과 동일한 구성이지만, 콘크리트 강도와 묻힘 깊이의 지수항의 차수를 조정한 형태이다.

Fig. 8. Comparison of design equation and test values

(4)

$N_{Ru,\:c}^{'}=14.6\times\sqrt{f_{ck}}\times h_{ef}^{1.5}\times\log(\dfrac{d^{2.5}}{h_{ef}})$

Fig. 9은 식(4)와 시험을 통해 얻은 극한인장 하중의 상관관계를 나타낸 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 상관계수가 0.97로 나타나 기존식보다 상관관계가 매우 높아짐을 알 수 있었다. 또한, 식(4)와 시험 값의 비에 대한 변동계수 또한 0.131로 기존의 0.189보다 줄어들어 식(4)가 실제 시험 값을 정확하게 반영하고 있는 것으로 나타났다.

5.2.2 수정식 Ⅱ

수정식 Ⅰ은 앵커의 유효 묻힘 깊이와 앵커의 직경이 극한인장하중에 어느 정도 영향을 미치는지 반영하지 못하여 유효 뭍힘 깊이와 앵커의 직경이 반영된 수정식 Ⅱ를 식(5)과 같이 수정하였다.

(5)

$N_{Ru,\:c}^{''}=11.0\times\sqrt{f_{ck}}\times h_{ef}^{0.9}\times d^{1.1}$

여기서 $N_{Ru,\:c}^{''}$ : 수정식Ⅱ의 극한인장하중

$f_{cc}$ : 200㎜의 입방형 공시체 콘크리트 압축강도

$f_{ck}$ : D10×20 공시체 콘크리트 압축강도

d : 앵커의 직경, $h_{ef}$ : 유효 묻힘 깊이

기존 식(3)은 앵커의 직경을 반영하지 않기 때문에 극한인장하중이 유효 묻힘 깊이의 1.5제곱과 비례하는데 본 연구의 시험결과, 앵커의 직경이 증가함에 따라 극한인장하중도 증가하므로 유효 묻힘 깊이의 영향은 선형에 가까운 관계로 나타났다. 이는 기존 식(3)의 경우 앵커의 직경을 반영하지 않기 때문에 유효 묻힘 깊이가 극한인장하중에 미치는 영향에 대해 과다하게 반영하고 있음을 알 수 있었다. Fig. 10은 식(5)와 시험을 통해 얻은 극한인장하중 상관관계를 나타낸 그림이다.

Fig. 9. Comparison of design equationⅠand test values

그림에서 알 수 있듯이 상관계수가 0.972로 나타나 기존 식(3) 보다 상관관계가 높아졌으며, 동시에 변동계수 또한 0.104로 기존의 0.189보다 줄어들어 식(5)가 기존 식(3) 및 식(4) 보다 실제 시험값을 더욱더 정확하게 반영하고 있는 것을 알 수 있었다. 하지만, 식(5)의 경우는 앵커의 직경과 유효 묻힘 깊이는 반영되어 있지만, 콘크리트 파괴면적에 대한 영향이 고려되어 있지 않다.

Fig. 10. Comparison of design equationⅡ and test values

Fig. 11. Relationship between tensile load and embedded depth

5.2.3 수정식 Ⅲ

앵커에 작용하는 인장력에 저항하는 콘크리트의 응력은 콘크리트의 파괴면적에 작용하는 수직응력과 같다. 이에 CCD(ACI 349.2R-07(14), 2014)⁽¹⁰⁾에서는 콘크리트 파괴면적을 한 변의 길이가 3$h_{ef}$인 정사각형으로 산정하여 9$h_{ef}$²가 받는 수직응력으로 콘크리트 파괴강도를 예상하였지만, 다수의 시험결과를 통해 파괴면적 산정 시 발생하는 $h_{ef}$²는 $h_{ef}$가 증가할수록 앵커의 성능을 과대평가하는 것으로 나타났다. 본 연구의 시험결과 콘크리트 파괴강도가 Fig. 11와 같이 $h_{ef}$^1.3의 형태로 나타났다.

또한, CCD에서는 콘크리트 파괴면적에 직경을 포함하지 않고 한 변의 길이를 3$h_{ef}$로 산정하였지만 실제 콘크리트 파괴면적은 3$h_{ef}$+d이다. 파괴면적과 유효 묻힘 깊이를 반영한 수정식 Ⅲ을 식(6)과 같이 수정하였다.

(6)

$N_{Ru,\:c}^{'''}=8\times\sqrt{f_{ck}}\times(3h_{ef}+d)^{1.3}$

Fig. 12은 식(6)과 시험 값을 비교한 그림으로 직경이 증가할수록 식(6)이 시험 값에 비해 작아지는 경향이 나타났다. 이는 앵커의 직경 증가를 정확하게 반영하지 못하는 것으로 판단되었다. 식(6)와 시험을 통해 얻은 극한인장하중의 상관계수는 0.919로 나타나 기존 식(3) 보다 상관관계가 미세하게 높아졌지만 변동계수 값이 0.166로 크게 나타났다.

5.2.4 수정식 Ⅳ

수정식 Ⅲ은 직경의 증가를 정확게 반영하지 못하여 유효 묻힘깊이의 지수를 그대로 유지하고 직경의 지수를 증가시켜 아래와 같은 수정식 Ⅳ로 수정하였다. 수정된 식(7)은 수정식 Ⅲ의 파괴면적 인 (3$h_{ef}$+d)^1.3을 ((3$h_{ef}$)0.65+d)²로 수정하였다.

Fig. 12. Comparison of design equation Ⅲ and test values

Fig. 13. Comparison of design equation Ⅳ and test values

Table 4. Comparison of design equations

Load (kN)	Correlation number	Coefficient of variation (%)
ETAG	0.908	18.9
Modified equation Ⅰ	0.972	13.1
Modified equation Ⅱ	0.972	10.4
Modified equation Ⅲ	0.919	16.6
Modified equation Ⅳ	0.962	11.4

(7)

$N_{Ru,\:c}^{''''}=4\times\sqrt{f_{ck}}\times((3h_{ef})^{0.65}+d)^{2}$

Fig. 13는 수정식 Ⅳ와 본 연구의 시험결과를 비교한 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 식(7)과 시험을 통해 얻은 극한인장하중의 상관계수는 0.962로 나타나 기존 식 보다 상관관계가 높아졌으며 식(7)과 시험 값의 비에 대한 변동계수는 0.114로 기존의 0.189 보다 줄어 식(7)이 시험 값을 정확하게 반영하는 것으로 나타났다.

또한, 수정식 Ⅳ는 유효 묻힘 깊이, 직경의 변화 및 콘크리트 파괴면적을 모두 다 반영하고 있는 수정식이다. Table 4는 기존 식과 수정식의 상관관계와 변동계수를 정리한 표이다.

6. 결 론

본 연구에서는 국내에서 개발한 비틀림 제어 확장형 후설치 앵커를 대상으로 콘크리트 강도와 유효묻힘 깊이에 따른 단일앵커의 인장시험을 수행하였다. 또한, 기존연구와 본 연구의 시험 결과를 바탕으로 수정된 산정식을 제안하고자 한다. 이로부터 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) M10와 M20의 인장강도 시험결과, 파괴 형태는 대부분 콘크리트 콘 파괴가 지배적으로 발생하였다. 또한, 콘크리트구조기준에서 제시하고 있는 유효 묻힘 깊이를 적용한 결과, M10은 콘크리트 강도에 따라 변동계수가 13.5% 및 14.4%로 나타났다. 또한, M20은 콘크리트 강도에 따라 변동계수가 6.2%와 3.7%로 나타나 기준에서 제시하고 있는 변동계수 제한치를 모두 만족하는 것으로 나타났다.

(2) 짧은 묻힘 깊이를 검토하기 위한 시험 결과, M20은 변동계수 제한치를 만족하는 것으로 나타났다. 하지만, 유효 묻힘 깊이가 짧아져 각각의 시험체의 최대하중 편차가 큰 것으로 나타났다. 이러한 결과로 볼 때 유효 묻힘 깊이의 확보가 인장강도와 변동계수에 미치는 영향이 더 큰 것으로 판단된다.

(3) ETAG에서 제시한 강도계산 식의 경우, 콘크리트파괴 극한인장 하중은 모두 직경을 고려하지 않고 유효 묻힘 깊이와 콘크리트 압축강도에 의해 결정된다. 이에 본 연구에서는 기존 식에서 유효 묻힘 깊이, 직경의 변화 및 콘크리트 파괴면적을 모두 다 반영한 수정식 Ⅳ를 제안하였다. 제안한 수정식 Ⅳ을 ETAG의 식과 비교한 결과 상관계수는 0.908에서 0.962로 변동계수는 18.9%에서 11.4%로 실제 시험 값을 더 정확하게 반영하고 있는 것으로 나타났다.