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J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 16(6); 2016 > Article
부착식 앵커의 전단내력에 관한 연구

Abstract

The use of post installed anchors with adhesive type has lately been increasing when it is necessary to repair, reinforce, or remodel structures. This method provides flexibility and simplicity for construction of structural members that require adhering or fixing. Meanwhile, strength evaluation of anchors with expansion type among post installed anchors systems has nearly reached setting up stage like design code through continual experimental studies for the last ten years, but analyses or experimental studies on anchor system with adhesive type are not yet sufficient. Accordingly, the designers and builders of Korea depend on foreign design codes since there are no exact domestic design code they could credit. In this study, the objectives are investigating the effects on adhesive strength of anchors embedded into plain concrete by shear experiments of anchors with variables such as edge distance, anchor interval, and load direction and supplying basic data for enactment of domestic design code.

요지

최근 건축물의 보수, 보강 및 리모델링시 구조부재를 부착시키거나 고정하는데 있어서 시공의 유연성 및 용이성으로 부착식 후설치 앵커의 사용량이 증가하고 있는 실정이다. 그동안 후설치 앵커중 확장식 앵커시스템에 대한 내력평가는 지난 10년간 실험을 통한 연구가 지속되어 설계기준 제정등 어느정도 정립단계에 있으나 부착식 앵커시스템에 대한 해석 및 실험적 연구는 아직 미비한 실정이다. 따라서 현재 우리나라에서는 설계자와 시공자가 신뢰할 수 있는 명확한 설계기준이 없는 상태로서 외국의 설계기준에 의존하고 있는 실정이다. 본 연구에서는 부착식 케미컬 앵커를 대상으로 연단거리 및 앵커간격 그리고 하중방향에 따른 전단실험을 통하여 무근콘크리트에 매입된 케미컬 앵커의 부착강도에 미치는 영향을 규명하고 합리적인 케미컬 앵커의 설계기준 제정을 위한 기초자료를 제공하는 것을 목적으로 한다.

1. 서론

최근 건축물의 보수, 보강 및 리모델링시 중량물 및 구조부재를 부착시키거나 고정하는데 있어서 시공의 유연성 및 용이성으로 후설치 부착식 케미컬 앵커의 사용량이 점점 증가하고 있는 실정이다. 외국에서는 1980년대 초부터 후설치 부착식 케미컬 앵커에 대한 다양한 해석 및 실험(Fuchs, W., Eligehausen, R. & Breen, J., 1995, ACI 318-08, 2008, ACI Committee 318, 2011)을 통한 설계식을 제시하여 실제 설계에 사용하고 있으나 현재 우리나라에서는 설계자와 시공자가 신뢰할 수 있는 명확한 설계기준이 없는 상태로서 외국의 설계기준에 의존하고 있는 실정이다. 따라서 본 연구에서는 일반적인 케미컬 레진을 이용한 비균열 무근콘크리트에 매입된 부착식 케미컬 앵커를 대상으로 콘크리트 파괴모드 및 부착식 앵커의 전단파괴강도를 평가하기 위하여 앵커의 연단거리, 앵커간격 그리고 하중방향에 따른 전단실험을 실시하였으며 이들 실험변수가 콘크리트 전단파괴 강도에 미치는 영향을 규명함으로서 부착식 케미컬 앵커에 관한 합리적 설계기준 제정을 위한 기초자료를 제공하는 것을 그 목적으로 한다.

2. 설계기준

2.1 앵커의 전단강도

❏ ACI 318-08 Appendix D
ACI318-08 기준에서 후시공 앵커(Post-Installed Anchors)에 대한 앵커 전단강도는 Eq. (1)과 같다.
(1)
VSVs=0.6FutaAse,V(N)
여기서, Ase, V : 앵커의 유효단면적(mm2)
Futa : 1.9Fy와 860MPa 중 작은 값으로 하되 앵커의 인장강도를 초과할 수는 없다.
❏ EOTA Annex C
EOTA에서는 전단하중을 받는 앵커의 전단강도를 Eq. (2)와 같이 제시하고 있다.
(2)
Vs=0.5Asefut(N)
여기서, Ase : 앵커의 유효단면적(mm2)
fut : 앵커의 인장강도(N)

2.2 콘크리트 단부파괴강도

❏ ACI 349-90 Appendix B
ACI 349-90(45°-Cone Method)에서 콘크리트 단부파괴강도(concrete breakout strength)는 45°half-cone에 4fc의 인장응력이 작용한다고 가정하여 Eq. (3)과 같이 제시하고 있다.
(3)
Vno=0.48fcc12(N)
여기서, fc : 콘크리트의 압축강도(N/mm2)
c1 : 하중방향에 대한 연단거리(mm)
❏ CCD 설계기준(Concrete Capacity Design Method)
CCD 설계기준(Fuchs, W, Eligehausen, R. & Breen, J., 1995)에서는 콘크리트 단부파괴의 공칭전단강도를 Eq. (4)와 같이 제시하였다. 또한 단부파괴면을 이상화한 피라미드 모델로 제시하였으며 그 치수는 깊이를 연단거리()의 1.5배, 너비를 연단거리의 3배로 제시하였다.
(4)
Vno=(ldo)0.2dofc(c1)1.5(N)
여기서, ι : 앵커의 하중 지압길이(mm)
d0 : 앵커의 외경(mm)
fc : 콘크리트의 압축강도(N/mm2)
❏ ACI 318-08 Appendix D
균열콘크리트에 대한 단일앵커의 콘크리트 단부파괴강도는 CCD 설계방법을 기초로 5% 파괴확률을 적용하여 Eq. (5)와 같이 제시하고 있다.
(5)
Vc=7.0fckcal1.5(N)
여기서, fck : 원통형 공시체의 압축강도(N/mm2)
ca1 : 앵커의 연단거리(mm)
비균열 콘크리트에 위치한 단일앵커의 콘크리트 콘 파괴강도는 Eq. (5)에 계수 ψ7을 곱하여 산정한다. 계수 ψ7은 Eq. (6)과 같다.
(6)
ψ7=1.4(post-installed anchors)ψ7=1.25(cast-in place anchors)
❏ EOTA Annex C
균열콘크리트에 대한 단일앵커의 콘크리트 단부파괴강도는 Eq. (7)과 같다(EOTA Annex C, 2001). 또한 비균열 콘크리트에 위치한 앵커의 콘크리트 콘 파괴강도는 계수Ψ7을 이용하여 ACI 318-08과 동일하게 산정한다.
(7)
Vb=0.45(ldo)0.2dofcc(c1)1.5(N)
여기서, fcc’ : 입방체형 공시체의 콘크리트 압축강도(N/mm2)

2.3 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도

❏ ACI 349-90 Appendix B
콘크리트 부재의 두께(h)가 연단거리(c1)보다 작거나 앵커간격(s1)이 2c1보다 작다면 콘크리트 단부파괴강도를 Eq. (8)과 같이 제안하였다.
(8)
Vn=AuAuoVno
여기서,Au=(π-π/2θ180+sinθ)c12
θ=2cos1(s12c1)
Auo=π2c12
❏ ACI 318-08 Appendix D, EOTA Annex C
부재두께(h < 1.5c1)와 앵커간격 (s1< 3c1)을 고려한 콘크리트 단부파괴강도를 Eq. (9)와 같이 제안하였다.
(9)
Vn=AuAuoVno
여기서,Auo=4.5c12
Au=[2(1.5c1)+s1]h
❏ 앵커의 공칭강도
ACI 355에서는 후 시공 앵커에 의하여 콘크리트 파괴나 슬립파괴가 일어난 실험값의 평균파괴강도와 변동계수를 이용하여 앵커의 공칭강도(F5%)의 계산 방법을 Eq. (10)과 같이 정규분포곡선의 특성을 이용하여 제시하고 있다.
(10)
F5%=Fm(1Kv)(N)
여기서, F5% = 특성치(characteristic capacity)
Fm = 평균 파괴강도(mean failure capacity)
K = 정규분포 상에서 90%의 신뢰한계를 가지며 여분은 5%가 넘지 않는 편측허용 한계 (one-sided tolerance limits)에 관한 계수
v = 변동계수(coefficient of variation)

3. 실험체 및 실험방법

3.1 실험개요

무근콘크리트에 매입한 후시공 부착식 케미컬 앵커의 콘크리트 전단파단강도를 알아보기 위해 이형철근(D10, D13, D16, D19, D25) 및 롯트앵커(M10, M12, 16, M20, 24)를 대상으로 Table 24와 같이 전단실험을 계획하였다. Table 2는 연단거리에 따른 변수로서, 롯트앵커 M12는 40∼250, M16은 57∼400, M20은 85∼400, 그리고 이형철근 D19는 44∼136, D25는 56∼178까지 각각 증분 변화하였다. Table 3은 앵커간격에 따른 실험계획으로, 이형철근 D25는 140∼350, D19는 140∼420, 그리고 롯트앵커 M20은 100∼370, M16은 100∼370까지 각각 계획하였다. 그리고 Table 4는 하중방향에 따른 실험계획으로, 이형철근 D19 및 롯트앵커 M16를 0∼180°까지 각각 증분변화하였다.
Table 1
Results of Concrete Material Test.
Compressive Strength Standard Error Variable Coefficient Slump
26Mpa 2.53 9.7% 8cm
Table 2
Test Results with Edge Distance.
Specimen Edge distance(mm) Insertdepth (mm) CCD (kN) Test (kN) Test /CCD
M12E40 40 70 5.8 8.8 1.50
M12E55 55 70 9.4 13.0 1.39
M12E57 57 70 9.9 13.3 1.26
M12E60 60 70 10.7 11.1 1.04
M12E90 90 70 19.4 23.9 1.23
M12E130 130 70 21.9 26.5 1.21
M12E165 165 70 23.1 26.3 1.14
M12E250 250 70 25.5 29.3 1.15
M16E57 57 70 10.8 14.1 1.32
M16E92 92 70 22.1 26.3 1.19
M16E101 101 70 25.5 28.4 1.12
M16E105 105 70 35.0 43.6 1.26
M16E145 145 70 41.5 49.0 1.17
M16E185 185 70 43.0 53.7 1.25
M16E225 225 70 46.0 50.6 1.10
M16E400 400 70 47.0 54.1 1.15
M20E85 85 110 23.0 23.9 1.04
M20E105 105 110 31.6 42.3 1.34
M20E112 112 110 34.9 43.0 1.23
M20E145 145 110 51.3 68.7 1.34
M20E185 185 110 60.6 73.4 1.21
M20E225 225 110 68.0 83.6 1.23
M20E400 400 110 74.3 89.1 1.20
D19E44 44 70 7.6 9.7 1.27
D19E70 70 70 15.5 18.6 1.20
D19E92 92 70 23.3 26.7 1.15
D19E136 136 70 41.7 45.3 1.09
D25E56 56 90 12.5 15.4 1.24
D25E90 90 90 25.8 28.6 1.11
D25E121 121 90 39.9 43.2 1.08
D25E178 178 90 71.5 84.4 1.18
Table 3
Test Result with Anchor Interval.
Specimen Edge Distance (mm) Anchor Interval(mm) Test (kN) Reduced modulus CCD (kN) Test /CCD
D25S140 140 140 73.2 0.67 64.7 1.13
D25S210 140 210 85.3 0.75 72.8 1.17
D25S280 140 280 110.3 0.83 80.9 1.36
D25S350 140 350 103.6 0.92 88.9 1.16
D19S140 140 140 83.6 0.67 56.0 1.49
D19S210 140 210 79.7 0.75 63.1 1.27
D19S280 140 280 96.5 0.83 70.0 1.38
D19S350 140 350 121.9 0.92 77.1 1.58
D19S420 140 420 122.4 1.00 84.0 1.46
M20S100 105 100 45.3 0.66 45.5 1.00
M20S160 105 160 64.0 0.75 52.4 1.22
M20S210 105 210 66.6 0.83 57.7 1.15
M20S260 105 260 80.0 0.91 63.4 1.26
M20S320 105 320 83.8 1.00 69.4 1.21
M20S370 105 370 90.0 1.00 69.3 1.30
M16S100 105 100 50.5 0.66 39.9 1.26
M16S160 105 160 47.3 0.75 45.8 1.03
M16S210 105 210 56.3 0.83 50.4 1.12
M16S260 105 260 71.1 0.91 55.7 1.28
M16S320 105 320 69.4 1.00 60.6 1.14
M16S370 105 370 77.4 1.00 61.5 1.26
Table 4
Test Results with Load Direction.
Specimen Edge distance (mm) Load dir. (°) Test (kN) Disp. (mm) EOTA (kN) Test /EOTA
D19A0 140 0 51.4 8 42.1 1.22
D19A30 140 30 56.7 10 42.1 1.35
D19A60 140 60 62.4 12 48.1 1.30
D19A90 140 90 117.6 13 84.0 1.40
D19A135 140 135 92.6 23 84.0 1.10
D19A180 140 180 104.0 25 84.0 1.24
M16A0 65 0 21.4 3 14.9 1.44
M16A30 65 30 19.7 5 14.9 1.33
M16A60 65 60 22.2 7 16.96 1.30
M16A90 65 90 35.6 9 29.7 1.24
M16A135 65 135 47.1 11 29.7 1.58
M16A180 65 180 42.3 13 29.7 1.42

3.2 가력 및 측정방법

본 연구에서는 ASTM E488-96에서 제시하는 최소 클리어런스(clearance) 및 실험체의 두께(1.5hef)를 확보하기 위해 앵커의 삽입깊이 및 연단거리 그리고 앵커군 간격에 대한 변수를 계산하여 비균열무근콘크리트의 단면을 1.6×1.6×0.3m인 직육면체의 거푸집을 제작후 레미콘을 사용하여 콘크리트를 타설하였다. 앵커는 적절한 직경의 비트로 구멍을 뚫은 후 구멍 내의 먼지나 불순물을 제거한 뒤 삽입하였으며 실험은 ASTM E 488-96에 의하여 수행하였다. 예상된 극한하중의 ±1% 이내의 정밀성을 가진 실험장비로 하중을 측정하였으며 하중과 변위 측정 장치는 연속적인 하중 대 변위곡선을 산출하기 위하여 적어도 1초당 한번씩 데이터를 측정할 수 있도록 하였다. 그리고 실험장비와 데이터 로거를 사용하여 최소 120 데이터를 각각의 실험에 대해서 기록하였다. 앵커의 가력방법은 로드 셀(Load Cell, 사용범위 500kN)을 설치 후 하중은 유압장비(Hydraulic Actuator, 사용범위 600kN)를 이용하여 하중제어 방법으로 증가시키며 주기적으로 재하하도록 계획하였다. 하중작용시 전단에 의한 앵커의 변위측정을 위하여 200mm LVDT를 설치하였으며 데이터 로거를 이용하여 하중 및 변위량을 초당 한번씩 측정하였다. 실험장비는 다양한 구성요소의 항복에 대해서 충분한 내력을 갖게 제작하였으며 앵커와 수직이 되는 축과 평행하게 전단하중을 작용시켰다. Fig. 2는 부착식 케미컬 앵커의 전단내력 측정을 위한 실험체 Set-up 및 전단실험 전경이다.
Fig. 1
Idealized Breakout Model for CCD.
KOSHAM_16_06_035_fig_1.gif
Fig. 2
Test Setup and Test Scene.
KOSHAM_16_06_035_fig_2.gif

4. 실험결과 및 분석

4.1 재료시험 결과

Table 1은 콘크리트 배합비 및 압축강도로서, 콘크리트 설계기준강도 21MPa를 기준으로 배합설계한 17개 콘크리트 공시체의 평균압축강도는 26MPa, 표준편차 2.53 그리고 변동계수는 9.7%로 나타나 콘크리트 품질관리는 비교적 양호하였으며, 평균배합강도 24MPa를 상회하여 설계기준의 규정을 만족하였다. 또한 KS B 0802에 준한 12개의 직경별 철근앵커(SD400)의 인장시험결과 연신율 18%, 평균항복강도 435MPa, 평균인장강도 565MPa, 평균항복비 0.77로 각각 나타났으며, 롯트앵커(S20C, 아연도금)의 인장시험결과 평균항복강도 275MPa, 평균인장강도 435MPa, 평균항복비 0.63으로 각각 나타났다.

4.2 전단실험 결과

Table 23은 연단거리및 앵커간격에 따른 케미컬 앵커의 전단실험 결과이며, Table 4는 하중방향에 따른 실험결과로서 실험값을 CCD 및 EOTA 설계기준과 비교하였다. 실험결과 콘크리트에 매입된 앵커가 전단하중을 받는 경우 파괴모드는 앵커 사이즈(앵커의 강성 및 직경) 및 연단거리 그리고 콘크리트 강도에 영향을 받는 것으로 나타났으며, 콘크리트 단부파괴는 앵커의 강성이 크고 연단거리가 작은 경우에 주로 발생하였다. 그리고 콘크리트 단부파괴 형상은 콘 모양으로 나타났고 앵커의 상단부분으로 부터 시작되었다. 또한 연단거리가 증가함에 따라 단부파괴에서 앵커의 전단파괴로 파괴모드가 변하였으며 앵커의 전단파괴는 앵커의 인장강도가 작은 앵커에서 주로 발생하였다.

4.3 연단거리에 따른 전단내력

4.3.1 앵커의 전단파괴 강도

앵커의 전단파괴는 앵커의 인장강도가 작고 연단거리가 비교적 큰 경우에 일반적으로 발생한다. 실험값과 앵커전단파괴설계식의 예측값을 비교하기 위해서 설계기준에 따라 실험값/ACI 318-08 예측값과 실험값/EOTA 예측값으로 각각 무차원화하여 ACI 214R-02에 따라 통계처리하여 Table 5에 나타냈다. 분석결과 설계기준에 따른 실험값의 무차원평균은 1.214∼1.456으로 예측값을 약 20% 이상 초과하였으며 변동계수는 10.7%로 비교적 편차는 적게 나타났다. Fig. 3은 앵커의 전단파괴강도로서, 앵커전단강도는 앵커의 인장강도와 유효단면적의 곱으로 제안했으며 앵커의 계수를 평가하기 위하여 실험값(Vu(test))을 앵커의 인장강도와 유효단면적의 곱(Asefut)의 비로 나타냈다.
Table 5
Normalized Anchor Strength.
Average Standard Deviation Coefficient (%)
ACI 318-08 1.214 0.129 10.7
EOTA 1.456 0.155 10.7
Fig. 3
Shear Strength of Anchors.
KOSHAM_16_06_035_fig_3.gif
그리고 Fig. 4Vu(test)/Asefut비를 이용하여 히스토그램 및 확률밀도곡선을 나타낸 것으로 5% 파괴확률을 적용한 앵커의 계수는 0.571로 평가되었다. 따라서 EOTA의 앵커파괴에 대한 계수 0.5는 비교적 안전측으로 판단된다.
Fig. 4
Shear Strength Normal Distribution.
KOSHAM_16_06_035_fig_4.gif

4.3.2 콘크리트 단부파괴 강도

기존의 연구에서 콘크리트 단부파괴강도는 앵커의 직경 및 연단거리 그리고 콘크리트 강도에 영향을 받는 것으로 나타났으며 콘크리트 단부파괴 파괴강도 설계식의 예측값을 CCD 설계기준과 비교 검토하였으며, Fig. 5에 실험값을 CCD 설계기준의 예측값으로 무차원(Vu(test)/Vno(CCDpredicted))화하여 연단거리에 따라 나타냈다. 일반적으로 ACI 349-90 예측값은 연단거리가 작은 경우 매우 안전측으로 설계를 하고 있으나, 연단거리가 증가함에 따라 ACI 349-90 예측값은 과대평가되고 있다. 반면에 Fig. 5에서 CCD 설계기준은 연단거리 변화에 따른 편차는 있으나 연단거리가 증가함에 따라 예측값이 감소되는 경향은 없는 것으로 나타났다. Fig. 6에서 CCD 설계기준에 의한 예측값으로 실험값을 무차원화하여 통계처리한 결과, 변동계수는 17.5%로 비교적 편차는 적게 나타났으며 실험값이 예측값 보다 약 20%정도 크게 나타났는데, 이는 아답타와 콘크리트의 마찰에 의한 것으로 판단된다. Fuchs et al. (1995)의 연구에서도 유럽의 실험결과와 ASTM 488-96에 의한 미국의 실험결과를 비교한 결과 약 20%정도 실험값이 크게 나타났다. 이로 미루어 CCD 설계기준에 의한 콘크리트 단부파괴강도의 예측은 비교적 정확하였으며, 콘크리트 단부파괴 설계식의 타당성을 검토한 결과 CCD 설계기준의 콘크리트 단부파괴 설계식이 합리적임을 알 수 있다. 따라서 본 연구에서는 CCD 설계기준에 근거하여 무근콘크리트에 매입된 케미컬 앵커의 콘크리트 단부파괴강도를 제시하였다. ACI 355.2-00에서는 후시공 앵커에 의하여 콘크리트 파괴나 슬립파괴가 일어난 실험값의 평균파괴강도와 변동계수를 이용하여 앵커의 공칭강도(F5%)의 계산 방법을 Eq. (11)과 같이 정규분포곡선의 특성 이용하여 제시하였다.
Fig. 5
Concrete Fracture Strength with Edge Distance.
KOSHAM_16_06_035_fig_5.gif
Fig. 6
Normal Distribution of Concrete Fracture Strength with Edge Distance.
KOSHAM_16_06_035_fig_6.gif
(11)
F5%=Fm(1Kv)(N)
여기서, F5%=특성치(characteristic capacity)
Fm=평균 파괴강도
V=변동계수
K=정규분포상에서 90%의 신뢰한계를 가지며 결여분은 5%가 넘지않는 편측허용한계에 관한 계수
Fig. 7은 연단거리에 따른 마찰을 배제한 콘크리트 단부파괴강도이며, Fig. 8은 실험값을 CCD 설계기준으로 무차원(Vu(test)/0.795(ld0)0.2d0fck(c1)1.5(N))화하여 히스토그램 및 확률밀도곡선으로 나타낸 것으로, Eq. (11)을 이용한 비균열 콘크리트 단부파괴강도는 Eq. (12)와 같다.
Fig. 7
Concrete Fracture Strength with Edge Distance (no Friction).
KOSHAM_16_06_035_fig_7.gif
Fig. 8
Normal Distribution of Concrete Fracture Strength with Edge Distance (no Friction).
KOSHAM_16_06_035_fig_8.gif
(12)
Vno(predicted)=0.795(ldo)0.2dofck(c1)1.5(N)
그리고 Fig. 78로 부터 20% 정도의 마찰력을 배제한 비균열 콘크리트 단부파괴강도는 Eq. (13)과 같다.
(13)
Vno(predicted)=0.595(ldo)0.2dofck(c1)1.5(N)

4.4 앵커간격에 따른 전단내력

Fig. 9는 앵커간격에 따른 실험값을 단일앵커의 CCD 설계기준의 예측값으로 무차원화(Vu(test)/Vno(CCDpredicted))하여 나타낸 것으로 CCD 설계기준에서 제시하고 있는 앵커간격에 따른 예측값은 점선으로 나타냈다. 그리고 Fig. 10은 CCD 설계기준의 앵커간격에 따른 계수 평균값을 나타낸 것으로 실험값을 CCD 설계기준의 예측값(Vu(test)/Vno(CCDpredicted))으로 무차원화하였다.
Fig. 9
CCD Coefficient with Anchor Interval.
KOSHAM_16_06_035_fig_9.gif
Fig. 910에서 CCD 설계기준은 앵커간격이 증가함에 따라 미소하게 실험값이 증가하는 경향이 있으나 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 이로 미루어 CCD 설계기준에서 제안하고 있는 콘각도 35°의 가정(앵커간격은 연단거리의 3배)은 합리적인 것으로 판단된다. Fig. 11은 앵커간격에 따른 CCD 설계기준의 콘크리트 단부파괴 예측값과 콘크리트 단부파괴가 발생한 실험체의 실험값을 무차원화하여 나타낸 것으로, 앵커간격에 따른 무차원평균 1.25와 단일앵커의 연단거리에 따른 무차원 평균 1.20은 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 따라서 실험값이 CCD 설계기준의 예측값보다 약 25%정도 크게 나타난 것은 지그와 콘크리트의 마찰에 의한 것으로 판단된다. 이로 미루어 CCD 설계기준에서 제안하고 있는 콘 각도와 콘 깊이는 설계의 편의성을 고려한다면 합리적인 가정으로 판단된다. Fig. 12는 앵커간격에 따른 실험값을 식 (12)에 의하여 (Vu(test)/Vno(CCDpredicted)) 으로 무차원화하여 히스토그램 및 확률밀도곡선으로 나타낸 것으로, 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도는 정규분포곡선의 특성을 이용하여 5% 파괴확률을 적용한 결과 1.11로 나타났다. 이로 미루어 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도 추정시 식 (12)는 합리적이며 안전측으로 판단된다.
Fig. 10
CCD Equal Coefficient Value with Anchor Interval.
KOSHAM_16_06_035_fig_10.gif
Fig. 11
CCD Edge Fracture Strength with Anchor Interval.
KOSHAM_16_06_035_fig_11.gif
Fig. 12
5% Fracture Probability with Anchor.
KOSHAM_16_06_035_fig_12.gif

4.5 하중방향에 따른 전단내력

Fig. 13은 하중방향에 따른 실험값을 Vu(test)/ΨVno(EOTA predicted)으로 무차원화하여 나타낸 것이며, Fig. 14는 무차원(Vu(test)/ΨVno(EOTA predicted))값을 하중방향별로 통계처리하여 나타낸 것으로, 실험값은 대체적으로 EOTA 예측값보다 평균 23%정도 높게 나타났다. 그리고 콘크리트 단부파괴가 발생한 실험체 22를 통계처리한 결과 무차원 평균은 1.33, 표준편차는 0.17, 변동계수는 12.8%으로 나타났다. 또한 하중방향에 따른 실험값을 Eq. (12)에 의하여 콘크리트 단부파괴강도를 정규분포곡선의 특성을 이용하여 5% 파괴확률을 적용한 결과 Vu(test)/Ψ Vb(predicted)비는 1.0이상으로 나타났다. 따라서 하중방향에 따른 콘크리트 단부파괴강도 추정시 EOTA 설계식의 하중계수는 합리적이며 Eq. (12)는 안전측으로 판단된다.
Fig. 13
EOTA Edge Fracture Load with Load Direction.
KOSHAM_16_06_035_fig_13.gif
Fig. 14
Anchor Strength with Load Direction.
KOSHAM_16_06_035_fig_14.gif
실험결과, 연단거리 증가에 따른 콘크리트 전단파단강도 증가율은 약 17∼23%로 나타났으며, 앵커간격 증가에 따른 강도 증가율은 약 5∼10% 정도 크게 나타났다. 그리고 하중방향 크기에 따른 콘크리트 파단강도 증가율은 약 10% 정도로 각각 나타났다. Table 6은 하중방향에 따른 전단실험결과를 통계처리 분석한 영향계수로서, 0∼180° 하중방향 크기에 비례하여 1.0∼2.0까지 각각 나타났다.
Table 6
Coefficient Factor of Anchors Load Direction.
 Angle [°] 
0 ~ 55 1
60 1.1
70 1.2
80  1.5 
90 ~ 180 2

5. 결론

비균열 무근콘크리트에 매입된 후설치 부착식 케미컬 앵커를 대상으로 콘크리트 파괴모드 및 콘크리트 단부파괴강도를 평가하기 위하여 앵커간격 및 연단거리 그리고 하중방향을 변수로 한 전단실험결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
  1. 실험결과, 연단거리 증가에 따른 콘크리트 전단파단강도 증가율은 약 17∼23%로 나타났으며, 앵커간격 증가에 따른 강도 증가율은 약 5∼10% 정도 크게 나타났다. 그리고 하중방향 크기에 따른 콘크리트 파단강도 증가율은 약 10% 정도로 각각 나타났다. 또한 하중방향에 따른 영향계수를 통계처리 분석한 결과, 0∼180° 하중방향 크기에 비례하여 1.0∼2.0까지 각각 나타났다.

  2. 콘크리트에 매입된 앵커가 전단하중을 받는 경우 파괴모드는 앵커의 강성 및 직경, 연단 거리 그리고 콘크리트 강도에 영향을 받는 것으로 나타났으며 콘크리트 단부파괴는 앵커의 강성이 크고 연단거리가 작은 경우에 주로 발생하였다. 또한 콘크리트 단부파괴 형상은 실험결과 콘 모양으로 나타났으며 앵커의 상단부분으로부터 시작되었다. 그리고 연단거리가 증가함에 따라 단부파괴에서 앵커의 전단파괴로 파괴모드가 변하였으며 앵커의 전단파괴는 앵커의 인장강도가 작은 앵커에서 주로 발생하였다.

  3. 연단거리에 따른 케미컬 앵커의 전단내력 실험결과 EOTA 설계기준값과 비교시 무차원 평균은 1.214∼1.456으로 실험값이 약 20% 이상 크게 나타났으며, 변동계수는 10.7%로 편차는 비교적 적게 나타났다. 그리고 (Vu(test)/Vsefut)비를 이용하여 히스토그램 및 확률밀도곡선으로 5% 파괴확률를 적용한 결과 앵커의 계수는 0.571로 평가되었다. 따라서 EOTA 설계기준의 앵커파괴에 대한 계수 0.5는 안전측으로 판단된다.

  4. 연단거리에 따른 단일앵커의 콘크리트 단부 파괴강도의 경우 CCD 설계기준값으로 무차원화하여 통계처리한 결과 실험값은 기준식보다 약 20.3% 높게 나타났으며, 변동계수는 17.5%로 비교적 적은 편차를 나타났다. 따라서 CCD 설계기준에 의한 콘크리트 단부파괴 강도의 예측은 비교적 정확함을 알 수 있다.

  5. 앵커간격에 따른 콘크리트 단부파괴강도의 경우 CCD 설계기준값과 콘크리트 단부파괴가 발생한 실험체의 실험값을 무차원화하여 나타낸 결과 앵커간격에 따른 무차원 평균값이 1.25로 나타나 단일앵커의 연단거리에 따른 무차원 평균값 1.20와 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 이로 미루어 CCD 설계기준에서 제안하고 있는 콘 각도와 콘 깊이는 실험결과와 약간의 차이가 있으나 설계의 편의성을 고려한다면 합리적인 것으로 판단된다.

  6. 하중방향에 따른 콘크리트 단부파괴강도의 경우 실험값은 대체적으로 EOTA 설계기준 값보다 평균 약 23%정도 높게 나타났다. 그리고 콘크리트 단부파괴가 발생한 22개 실험체를 통계처리한 결과 무차원 평균은 1.33, 표준편차는 0.17, 변동계수는 12.8%로 나타났다. 또한 하중방향에 따른 실험값을 정규분포곡선의 특성을 이용하여 5% 파괴확률을 적용한 결과 Vu(test)/ΨVb(predicted))비는 1.0이상으로 나타났다. 따라서 하중방향에 따른 콘크리트 단부파괴강도 추정 시 EOTA 설계식의 하중계수는 합리적이며 Eq. (12)는 안전측으로 판단된다.

감사의 글

이 연구는 2016년도 한라대학교 교내연구비 지원에 의한 것임.

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