1. 서 론

최근 튀르키예와 모로코에서 발생한 대지진(2023)과 일본과 대만에서의 강진(2024)은 막대한 인명 및 물적 피해를 초래하였다. 이는 전 세계적으로 구조물의 내진성능 확보의 중요성을 다시 한번 상기시키는 계기가 되었다. 또한, 국내 기상청의 지진 통계자료에 따르면 경주지진(2016) 및 포항지진(2017) 이후 지진발생 빈도가 감소하는 경향을 보였으나, 2020년 이후에는 지진의 규모와 발생빈도가 점차 증가하는 추세를 나타내고 있다(Fig. 1 참조). 이러한 변화는 우리나라도 더 이상 지진 안전지대가 아님을 보여주며, 지진으로 인한 재난 안전사고를 방지하기 위해 구조물의 내진성능을 확보하는 것이 반드시 필요함을 강조하고 있다.

지진이 발생하면 횡하중의 영향으로 콘크리트 구조물에 부착된 비구조재는 반복적인 거동을 하게 된다. 이 과정에서 구조물과 부착물을 연결하는 강재요소인 후설치 앵커에 과도한 응력이 집중되며, 이로 인해 콘크리트의 손상과 파괴를 유발하여 앵커의 정착성능을 저하시킨다. 그 결과, 앵커는 피로 손상 또는 콘크리트의 취성파괴가 발생하여 앵커의 탈락을 초래할 수 있다. 이는 부착물의 탈락과 붕괴로 이어져 2차 재난안전사고를 유발할 수 있으므로 후설치 앵커의 내진성능을 검증 연구가 반드시 필요하다.

현재 국내에서는 콘크리트용 앵커 설계기준인 KDS 14 20 54^{(KCI 2024; ACI 318-16)}를 통해 후설치 앵커의 내진설계기준을 규정하고 있다. 또한, 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(KCI 2024)}을 통해 지진하중에서 사용하기 위한 후설치 앵커의 시험규정과 평가지침을 제공하고 있다. 이를 통해 후설치 앵커의 내진성능과 구조적 안전성을 평가할 수 있으며, 내진설계 시 앵커의 설계강도를 결정하는 근거로 활용할 수 있다.

본 연구에서는 비틀림 제어 확장앵커의 내진성능을 평가하기 위한 연구를 수행하였다. 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집 제 3편 “기계식 후설치 앵커의 평가지침”에 따라 “사용조건상태의 모의 지진 인장시험”을 수행하였으며, 이를 통해 해당 앵커가 지진하중에서도 충분한 인장 저항력을 확보하는지 평가하였다.

Fig. 1 Changes in domestic earthquake occurrence (KMA Met Office data extract and reconstruction)

2. 연구대상 및 기준시험결과

2.1 연구대상 개요

본 논문에서 다루는 비틀림 제어 확장앵커(이하 웨지 앵커)는 기존 연구^{(Chae et al. 2023; Hur et al. 2021)}에서 균열 콘크리트에서도 우수한 인발성능과 안정적인 변동계수를 확보한 것으로 나타났다. 이 앵커는 슬리브와 헤드상세를 개선하여 콘크리트와 접촉되는 면적을 증가시킴으로써, 지지력(마찰력 및 걸림력)이 향상되었다. 또한, 토크 제어 과정에서 슬리브의 변형을 억제하고 균일한 확장력을 확보하여 지지력 손실을 최소화하였다. 이러한 개선을 통해 인발성능의 변동성을 줄이고, 높은 공칭강도(특성강도)를 결정하였다(Fig. 2 참조).

Fig. 2 Torque-controlled expansion anchor configuration

3. 시험계획

3.1 하중 프로토콜 계산

모의 지진 인장시험은 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(KCI-M-24-018)}의 “제 3편 기계식 후설치 앵커의 평가지침” 9.5절을 기반으로 계획하였다. 시험규정에 따르면, 평가지침에 명시된 하중이력에 따라 반복하중을 가하여 앵커의 손상 및 파괴 여부를 평가하고, 이후 앵커가 파괴될 때까지 인장하중을 가하여 잔류인장강도를 측정한다. 시험결과, 앵커의 평균 잔류강도가 식 (1)에서 정의된 하중의 160 %($1.6N_{eq}$) 이상이면 해당 앵커는 내진성능을 확보한 앵커로 평가할 수 있다. 여기서, 반복가력시험 중 앵커가 파괴되거나 평균 잔류인장강도가 1.6$N_{eq}$ 미만으로 나타날 경우 반복하중의 크기를 조정하여 시험을 재개할 수 있다. 하중 이력은 식 (1)~(3)을 이용해 계산하며, 모의 지진 인장시험의 상세 계획은 Fig. 3에 나타내었다^{(Youm et al. 2019; Yun et al. 2015)}.

(1)

$N_{eq}=0.5 F_{u,\: test,\: 3}\sqrt{\dfrac{f_{c,\: test,\: 12}}{f_{c,\: test,\: 3}}}$

(2)

$N_{i}=\dfrac{N_{eq}+ N_{m}}{2}(= 0.75N_{eq})$

(3)

$N_{m}=0.5 N_{eq}$

여기서, $F_{u,\: test,\: 3}$: 기준시험으로부터 결정된 균열 콘크리트에서의 평균 파괴강도 [kN]

$f_{c,\: test,\: 12}$: 모의 지진 인장시험에 사용된 콘크리트 압축강도 [MPa]

$f_{c,\: test,\: 3}$: 기준시험에 사용된 콘크리트 압축강도 [MPa]

직경별 앵커의 단계별 하중이력과 잔류인장강도 평가 기준 값을 Table 2에 나타내었다. 모의 지진 인장시험에 사용된 콘크리트 압축강도는 21 MPa로 계획하였다. 재료시험결과, 평균 압축강도는 25.5 MPa로 나타나 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집의 시험규정에서 요구하는 저강도 콘크리트 범위(17~28 MPa)를 만족하였다.

Fig. 3 Simulated seismic tension tests program

Table 2 Estimation of seismic tension load protocol

$f_{c,\: test,\: 12}$ [MPa]	25.5	Compression strength of concrete in service-condition tests No.12
$f_{c,\: test,\: 3}$ [MPa]	23.3	Compression strength of concrete in reference tests No.3
$D$ [mm]	$F_{u,\: test,\: 3}$ [kN]	Seismic tension load [kN]			1.6$N_{eq}$
		$N_{eq}$	$N_{i}$	$N_{m}$
M8	14.7	7.7	5.8	3.8	12.3
M10	17.6	9.2	6.9	4.6	14.7
M12	30.0	15.7	11.8	7.9	25.1

Note: 1.6$N_{eq}$: 160 % of $N_{eq}$ (residual strength)

3.2 시험체 상세

모의 지진 인장시험을 위한 시험체의 상세는 Fig. 4에 나타내었다. 균열 형성을 위해 앵커가 설치되는 콘크리트 모재 중앙에 균열 유도체를 배치하였다. 또한, 외부하중으로 인해 모재가 손상되면 앵커의 성능이 저하될 수 있으므로 철근을 배근하였다. 균열이 발생하는 위치에 배근된 철근에는 이질재를 감아 콘크리트와의 부착력을 감소시켜 균열이 용이하게 형성되도록 하였다. 시험 중 일정한 균열폭 유지를 위해 기계적 맞물림 방식의 균열 유발장치를 사용하였고, 균열이 균열 유발부의 모서리 방향으로 확산되는 것을 방지하기 위해 철근을 배근하여 보강하였다. 시험체 제작과정은 Fig. 5에 나타내었다^{(Kim et al.2022a; Kim et al. 2023)}.

Fig. 4 Concrete test specimen detail drawing

Fig. 5 Cracked concrete specimen fabrication process

3.3 반복가력 및 잔류강도 시험계획

모의 지진 인장시험의 절차는 다음과 같으며, 반복가력 및 단조가력시험에 대한 상세 계획은 Fig. 6에 나타내었다.

(1) 균열면에 앵커를 설치하기 전, 균열 유발장치를 이용해 미세균열을 형성한다. 이때, 균열폭이 과도하게 커지면 슬리브의 확장력이 줄어들어 지지력이 저하될 수 있으므로, 균열 측정기로 폭을 제어하여 0.1 mm 미만으로 형성해야 한다.

(2) 균열면 위에 앵커를 설치한 후, 양측면에 균열 측정기를 부착한다. 이후, 균열 유발장치를 이용해 최소 균열폭 (0.5 mm)을 형성하고, 균열 측정기를 통해 균열폭을 유지 및 제어한다.

(3) 앵커와 액추에이터를 연결할 때, 앵커에 초기하중이 가해지지 않도록 주의해야 한다. 시험이 시작되면 하중이력에 따라 10회($N_{eq}$), 30회($N_{i}$), 100회($N_{m}$) 반복하중을 가한다. 만약 시험 중 앵커의 파괴와 손상이 발생하면, 반복하중의 크기를 조정하여 시험을 재개할 수 있다. 단, 반복하중이 지나치게 작으면 앵커가 지진하중에 부적합한 것으로 판정될 수 있으므로 주의해야 한다.

(4) 반복가력이 완료된 후, 앵커가 파괴될 때까지 인장하중을 가하여 잔류강도를 평가한다. 시험에 사용된 앵커 시리즈의 평균 잔류인장강도가 $N_{eq}$의 160 %(1.6$N_{eq}$) 이상이면, 해당 앵커는 내진설계에 적합한 앵커로 평가할 수 있다.

Fig. 6 Simulated seismic tension tests Set-up

4. 모의 지진 인장시험

4.1 반복가력 시험결과

Fig. 7은 지진 인장하중을 경험한 웨지 앵커의 하중-변위 관계를 보여준다. 반복가력 시험결과, 대부분의 앵커에서 약 0.5~1.0 mm의 뽑힘 현상이 관찰되었다. 웨지 앵커는 앵커와 드릴비트의 직경을 동일하게 설계하여 천공 홀과의 유격을 최소화함으로써 지지력 손실을 줄일 수 있다. 그러나, 앵커를 관통하는 균열이 발생하면 균열 진행에 따라 천공 홀과 앵커 사이의 유격이 증가하여 슬리브의 확장력이 감소한다. 즉, 균열로 인해 콘크리트의 압축강도가 저하되면 슬리브와 콘크리트 간 마찰저항이 감소되면서 앵커의 지지력 손실이 발생하게 된다. 따라서, 반복하중 작용 시 강도의 증진 없이 변위만 증가하는 현상은 균열이 앵커의 정착성능을 저하시킨 결과로 판단된다.

그러나, 앵커의 초기 뽑힘이 발생한 이후에는 인장하중에 의한 수직 변위가 급격히 감소하면서 앵커의 강도가 증가하는 경향을 보였다. 이는 지속적인 인장하중 작용으로 인해 슬리브가 균열폭만큼 추가 확장되면서 천공 홀과 앵커 간 유격이 줄어들고, 그에 따라 마찰저항이 증가한 결과로 판단된다. 따라서, 웨지 앵커는 반복하중 작용 시 균열폭 변화로 인해 초기 뽑힘 현상이 발생할 수 있지만, 개선된 구조상세(슬리브 및 헤드)에 의해 슬리브의 추가 확장이 이루어지면서 반복하중에 대한 인장 저항력이 크게 향상됨을 확인할 수 있었다. 또한, 반복가력 시험 종료 후 앵커 주변 콘크리트 표면에서는 소규모 박리가 발생했으나, 앵커의 손상이나 파괴는 관찰되지 않았다. 이를 통해 개선된 구조상세는 반복하중에서도 우수한 인장 저항력을 확보하는 데 효과적임을 확인할 수 있었다.

Fig. 7 Load-Displacement relationship for simulated seismic tensile test

4.2 잔류강도 시험결과

Table 3 및 Fig. 9는 웨지 앵커의 잔류강도 시험결과를 보여준다. 앵커 시리즈의 평균 잔류인장강도는 평가기준($1.6N_{eq}$) 대비 104.0~121.8 % 정도의 높은 수준으로 나타나 지진 인장하중에 대한 목표 강도를 만족하였다.

사용조건시험은 앵커의 변동계수를 평가하기 위한 규정이 없다. 다만 기준시험의 평가기준을 참고하면, 모든 앵커의 변동계수는 2.5~3.3 %로 나타나 허용기준인 15 % 이내를 만족하였다. 이는 강도의 편차가 크지 않아 균일한 인발성능을 확보했음을 의미한다. 따라서, 웨지 앵커는 지진 하중에서도 안정적인 정착성능을 발휘하며, 높은 인발성능을 기반으로 내진설계에 적합한 앵커로 평가할 수 있다(Table 4 참조).

Fig. 8은 앵커 시리즈의 파괴모드를 보여준다. 파괴형상을 보면, 모든 앵커에서 앵커를 기준으로 방사형 균열이 발생하였고, 최종적으로 콘크리트 브레이크아웃파괴가 나타났다. 이는 개선된 구조상세(슬리브 및 헤드)를 적용함으로써 슬리브가 균등하게 확장되어 앵커에 작용하는 인장응력이 콘크리트에 고르게 분포되었기 때문이다. 즉, 개선된 구조상세는 하중을 균일하게 분포시켜 국부적인 손상으로 인한 취성파괴를 방지하며, 이를 통해 콘크리트의 쪼개짐 및 앵커의 뽑힘파괴를 효과적으로 억제할 수 있음을 확인하였다.

Fig. 8 Failure mode of anchor

Fig. 9 Residual strength test results

Table 3 Residual strength test results

Test result		M8			M10			M12
		$N_{b}$ [kN]	$k_{c}$	F.M	$N_{b}$ [kN]	$k_{c}$	F.M	$N_{b}$ [kN]	$k_{c}$	F.M
No.	# 1	13.7	9.0	CB	17.6	9.9	CB	25.6	8.7	CB
	# 2	14.8	9.7	CB	18.6	10.4	CB	27.4	9.3	CB
	# 3	14.3	9.4	CB	17.8	10.0	CB	25.8	8.7	CB
	# 4	13.5	8.9	CB	17.2	9.6	CB	25.8	8.7	CB
	# 5	14.2	9.3	CB	18.2	9.6	CB	25.9	8.8	CB
	Avg	14.1	9.2	-	17.9	10.2	-	26.1	8.8	-
	[%]	3.3			2.7			2.5
$F_{5\% }$	[kN]	12.5			16.2			23.9
$k_{5\%}$	-	8.2			9.1			8.1

Notes: $N_{b}$: test result; $k_{c}$: effective factor; F.M: failure mode; CB: concrete breakout failure; Avg: average value; $ν$: coefficient of variation (Standard deviation/mean failure capacity); $F_{5\%}$: characteristic strength; $k_{5\%}$: characteristic effective factor

Table 4 Comparison of test results and evaluation criteria

D [mm]	1.6$N_{eq}$ [kN]	$N_{Re}$ [kN]	Ratio [%]	Check
	(A)	(B)	(B) / (A)
M8	12.3	14.1	114.6	OK
M10	14.7	17.9	121.8	OK
M12	25.1	26.1	104.0	OK

Notes: 1.6$N_{eq}$: 160 % of $N_{eq}$ (Residual strength); $N_{Re}$: average residual strength of the anchor series obtained form the test

5. 내진성능 검토

Table 5와 Fig. 10은 국내 앵커 설계기준^{(KCI 2021)}에 따른 공칭강도($N_{n}$)와 잔류강도시험을 통해 얻은 앵커의 특성강도($F_{5\%}$)를 비교한 결과를 보여준다. 이를 통해 내진설계 시 웨지 앵커의 구조성능 및 적합성을 평가하였다.

시험에 사용된 콘크리트 압축강도($f_{cm}$=25.5 MPa)는 공칭강도의 설계기준압축강도($f_{ck}$=21.0 MPa)보다 높게 나타났으므로, 보정계수($\sqrt{f_{c,\: test}/ f_{ck}}$)를 적용하여 특성강도를 표준화한 후에 공칭강도와 비교하였다. 여기서, 후설치 앵커의 특성강도는 실험을 통해 얻은 평균 파괴강도($F_{m}$)에서 5 % 분위수를 적용하여 계산한다. 이는 콘크리트의 불확실성과 앵커의 불리한 조건을 반영한 강도로, 실제 앵커의 인발성능을 정확히 평가할 수 있다. 설계기준에 따른 공칭강도의 경우, 본 연구에서는 인장-연단거리의 영향을 받지 않는 단일 앵커의 내진성능을 평가하였으므로 앵커 파괴면의 투영면적, 연단거리 및 콘크리트 쪼개짐 등의 성능 저하 요인에 대한 안전계수를 고려하지 않고 공칭강도를 계산하였다. 특성강도 및 공칭강도 계산식 식 (4) 및 식 (5)에 나타내었다(Heo 2025).

여기서, $F_{m}$: 시험으로부터 얻은 평균 파괴강도

$K$: 정규분포곡선에 대한 단측 검정(one-sided) 허용한계와 90 %의 신뢰도에 대한 5 % 유의 수준에 상응하는 계수

$\upsilon $: 변동계수(표준편차/평균 값)

$N_{b}$: 단일 앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도

$k_{c}$: 인장에 관한 기본 콘크리트 브레이크아웃강도 계수

$f_{ck}$: 콘크리트 설계기준압축강도 [MPa]

$h_{ef}$: 앵커의 유효묻힘깊이 [mm]

두 강도를 비교해보면, 웨지 앵커의 특성강도($F_{5\%}$)는 공칭강도($N_{n}$)보다 약 1.15~1.31배 높게 나타났다. 특성강도는 앵커의 변동계수가 작을수록 평균 극한강도($F_{m}$)와 유사한 강도를 가지는데, 본 시험에서는 각 직경별 앵커의 변동계수가 약 2.5~3.3 %로 매우 낮아 높은 특성강도를 확보할 수 있었던 것으로 판단된다^{(Kim et al. 2022b; Kim et al. 2024)}.

개선된 슬리브 상세는 증가된 면적을 통해 콘크리트와의 마찰 저항력을 향상시킬 뿐만 아니라, 슬리브 확장 시 슬리브 간 간격을 줄여 토크 제어 과정에서 발생할 수 있는 강재변형을 방지하는 역할을 한다. 이로 인해 슬리브가 콘크리트에 균일하게 확장되면서 추가적인 마찰 저항을 확보할 수 있다. 결과적으로 콘크리트의 불확실성과 앵커의 기계적 특성 편차로 인한 성능 및 품질 저하의 영향을 효과적으로 저감하여 균일한 성능을 확보할 수 있었던 것으로 판단된다. 따라서, 개선된 구조상세는 파괴강도 증진과 함께 앵커의 성능편차를 줄여 변동계수를 낮춤으로써, 높은 설계강도와 이에 대한 구조적 안전성을 확보하는 데 효과적임을 알 수 있었다. 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(KCI 2024)}에 따르면, 균열 콘크리트에 설치된 기계식 후설치 앵커의 유효계수 $k_{5\%}$가 최소 허용값인 7.1을 충족하지 못하면 해당 앵커의 파괴강도는 뽑힘강도로 설계해야 한다. 뽑힘강도는 인장하중을 받는 앵커의 파괴강도 중 가장 작은 값이며, 이를 설계강도로 적용하게 되면 보수적인 설계가 이루어져 실제 앵커의 성능을 충분히 반영하지 못할 가능성이 있다. 그러나 Table 6 및 Fig. 11에 따르면, 앵커 시리즈의 유효계수 $k_{5\%}$(유효계수 $k_{c}$의 5 % 분위수)은 약 8.1~9.1로 나타나, 규정에서 요구하는 최소 허용값을 상회하는 것으로 나타났다. 따라서, 앵커 설계 시 웨지 앵커의 공칭강도는 유효계수 최소 허용값(7.1) 이상을 적용하여 콘크리트 브레이크아웃강도로 결정할 수 있으며, 이를 통해 실제 앵커의 성능을 효과적으로 활용할 수 있을 것으로 판단된다(단, 유효계수는 최대 허용값인 10.0을 초과하여 적용할 수 없다). 시험으로부터 얻은 유효계수 $k_{c}$는 식 (6)을 통해 계산할 수 있으며, $k_{5\%}$는 식 (4)를 참조하여 계산할 수 있다.

여기서, $N_{b}$: 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 브레이크아웃강도 [kN]

$f_{c,\: test}$: 실제 콘크리트 평균 압축강도 [MPa]

$h_{ef}$: 앵커의 유효묻힘깊이 [mm]

Fig. 10 Evaluation of tensile strength for each condition

Fig. 11 Evaluation of the effective factor of anchor by each diameter

6. 결 론

본 연구에서는 비틀림 제어 확장앵커의 내진성능을 평가하기 위한 연구를 수행하였다. 콘크리트용 앵커 설계법 및 예제집^{(KCI 2024)}에 명시된 사용조건시험 중 모의 지진 인장시험을 수행하였으며, 국내 앵커 설계식에 따른 공칭강도($N_{n}$)와 시험을 통해 얻은 특성강도($F_{5\%}$)를 비교하여 비틀림 제어 확장앵커의 지진 인장 저항성능을 평가하였다. 이로부터 얻은 주요 결과는 다음과 같다.

1) 모의 지진 인장시험을 총 3가지 직경의 비틀림 제어 확장앵커에 대해 수행하였다. 시험결과, 반복하중을 경험한 모든 앵커에서 손상이나 파괴가 발생하지 않았으며, 모든 앵커의 잔류인장강도는 시험규정에 명시된 1.6$N_{eq}$을 상회하였으므로 지진 인장 저항력이 우수함을 확인하였다.

2) 모든 앵커의 최종 파괴형상은 콘크리트 브레이크아웃파괴로 확인되었다. 이는 개선된 구조상세(슬리브 및 헤드)가 균열과 반복하중에 의한 콘크리트 쪼개짐 및 뽑힘파괴의 영향을 효과적으로 억제한 결과로 판단된다. 따라서, 개선된 구조상세는 지진하중 작용 시 효과적으로 하중을 분산하여 국부적인 응력집중으로 인한 콘크리트 손상 및 앵커의 취성거동을 억제하는데 효과적임을 알 수 있다.

3) 잔류강도 시험결과, 모든 앵커의 변동계수는 약 2.5~3.3 %로 나타났으며, 이는 극한하중 변동계수 허용기준(15 %) 이내로 매우 안정적인 값이다. 이에 따라 시험을 통한 앵커의 강도 계산 시 높은 특성강도($F_{5\%}$)를 계산할 수 있었으며, 이는 국내 앵커 설계식에 따른 공칭강도($N_{n}$) 대비 약 1.15~1.31배 높 은 수준으로 나타났다. 따라서, 개선된 구조상세는 파괴강도 증진과 안정적인 변동계수 확보에 효과적으로 기여하며, 내진설계 시 설계값보다 높은 강도를 적용할 수 있음을 확인하였다.

4) 앵커 시리즈의 유효계수 $k_{5\%}$는 평가규정에서 요구하는 최소 허용값인 7.1을 상회하였다. 따라서, 비틀림 제어 확장앵커는 7.1 이상의 값을 적용하여 콘크리트 브레이크아웃강도로 설계강도를 결정할 수 있다(단, 10.0을 초과할 수 없다). 이를 통해 비구조재 내진설계 시 높은 설계강도와 신뢰성을 통해 적절한 구조설계를 수행할 수 있을 것으로 판단된다.