1. 서 론

최근 건축물의 초고층화 및 대형화가 지속됨에 따라, 건물 외피를 구성하는 커튼월 시스템의 구조적 안전성은 건축물 전체 성능을 결정하는 핵심 요소로 부각되고 있다. 특히 태풍, 지진 및 화재와 같은 극한환경에 노출되는 초고층 건축물에서는 외장재 탈락으로 인한 2차 피해를 방지하기 위해 정착부의 높은 신뢰성과 구조체와의 안정적인 일체성 확보가 필수적이다. 따라서 앵커 채널 시스템은 기존 선설치 앵커 대비 시공 오차 대응성이 우수하고, 콘크리트 모재로의 하중 전달 및 정착성능을 확보하는 데 매우 유리하다^{(Yoon and Ryu 2011)}. 이에 앵커 채널 시스템은 비구조요소의 정착을 위한 구조적 안전성과 시공성을 동시에 확보할 수 있는 대안으로서 그 적용 범위가 점차 확대되고 있다(Fig. 1 참조).

일반적인 선설치 앵커는 콘크리트 타설 시 매립 위치가 고정되므로, 콘크리트 경화 이후에는 부착물의 위치를 조정하기 어렵다. 반면, 앵커 채널 시스템은 C형 프로파일 내부에서 채널 볼트를 길이 방향으로 이동시킬 수 있어 현장 시공 오차에 유연하게 대응할 수 있는 우수한 시공성을 갖는다. 그러나 앵커 채널은 단일 앵커와 달리, 프로파일의 휨 강성에 따른 하중 분배, 앵커-프로파일 연결부의 저항 성능, 채널 립의 국부 변형, 채널 볼트의 인장 및 전단 거동이 상호작용하는 복합적인 하중 전달 메커니즘을 갖는다. 이러한 구조적 특수성으로 인해 유럽기술평가기구(EOTA, European Organisation for Technical Assessment)는 앵커 채널을 일반적인 앵커와 구별하여 별도의 성능평가 문서인 EAD(European Assessment Document)에 따라 성능을 평가한다. 또한, 유럽 표준화 위원회(CEN, European Committee for Standardization)가 제정한 EN 1992 –4에서는 이러한 성능 평가 결과를 바탕으로 앵커 채널의 극한한계상태 설계를 수행하도록 규정하고 있다. 반면, 국내에서는 KDS 14 20 54 및 KCI-M-24-018를 중심으로 콘크리트용 앵커의 설계 체계가 마련되어 있으나, 주로 일반적인 앵커를 대상으로 하고 있어 앵커 채널의 복합적인 하중 전달 메커니즘과 다양한 파괴모드를 평가하는 데 한계가 있다. 또한, EN 1992-4 기반의 설계를 위해서는 EAD에 근거한 제품 성능 자료인 ETA(European Technical Assessment)가 필요하나, 국내 제품에 대해서는 이를 근거로 한 객관적 검증 자료가 충분하지 않은 실정이다^{(CEN 2018; EOTA 2013; 2021; KCI 2021; 2024)}.

본 연구에서는 국내 기술로 개발된 열간 압연 앵커 채널을 대상으로 EAD 330008-04-0601^{(EOTA 2021)}에 따른 정적 인장 및 전단시험을 수행하였다. 이를 통해 주요 파괴모드별 특성 저항값을 도출하고 구조적 거동을 평가함으로써, 향후 국내 기준 확립 및 실무 설계에 기초 자료로 활용 가능한 객관적 공학 근거를 제시하고자 한다.

Fig. 1 Application of anchor channels (Hilti 2026)

2. 앵커 채널 개요 및 성능 평가 기준

2.1 시스템 특성 및 하중 전달 메커니즘

앵커 채널은 콘크리트 타설 전에 거푸집 내부에 선설치되어 콘크리트 구조체와 일체화되는 시스템이다. 이 시스템은 높은 구조적 신뢰성과 안정적인 하중 전달 성능이 요구되는 초고층 건축물의 커튼월 고정, 엘리베이터 가이드 레일, 터널 내 기계설비 등의 고정에 주로 적용된다^{(AbouHamdah et al. 2018)}. 앵커 채널 시스템은 크게 세 가지 구성 요소로 이루어진다. ① C형 단면의 채널 프로파일은 부착물로부터 전달되는 하중을 수용하고, 휨 강성을 통해 다수의 앵커로 분산시키는 역할을 한다. ② 채널 배면에 강결된 헤드 앵커는 채널에 작용하는 하중을 콘크리트 모재로 전달하여 구조체와의 안정적인 정착을 확보한다. ③ 채널 내부에 체결되는 T-헤드 볼트(이하 채널 볼트)는 채널 립과의 기계적 맞물림을 통해 부착물과 채널 프로파일을 연결하는 기능을 수행한다. 앵커 채널은 제조 방식에 따라 냉간 성형(cold-formed)과 열간 압연(hot-rolled)으로 구분된다. 본 연구의 대상인 열간 압연 앵커 채널은 고온 성형 공정을 통해 제작되므로, 냉간 성형 방식에 비해 잔류 응력이 작고 재료의 연성이 우수하다. 또한 상대적으로 두꺼운 립 두께를 확보할 수 있어, 응력이 집중되는 립의 국부 휨 변형 및 파괴에 대해 높은 저항성을 가진다. 부착물에 작용하는 하중은 채널 볼트와 맞물린 채널 립을 통해 채널 프로파일로 전달된다. 이후 채널-앵커 연결부와 앵커 샤프트를 거쳐 최종적으로 앵커 헤드와 콘크리트 모재 사이의 기계적 맞물림과 지압 작용을 통해 구조체 내부로 분산된다. 이와 같이 앵커 채널은 재료적 특성과 각 구성요소의 상호작용에 결합되어 복합적인 하중 전달 메커니즘을 형성한다(Fig. 2 참조).

Fig. 2 Overview of cast-in anchor channels

2.2 앵커 채널 설계 기준 및 성능평가

앵커 채널의 주요 파괴모드는 하중의 방향에 따라 구분되며, 각 경우에 대해 강재 파괴와 콘크리트 파괴 메커니즘을 모두 검토하여야 한다. 인장하중이 작용하는 경우에는 앵커 샤프트, 앵커-채널 연결부, 채널 립 및 채널 볼트의 강재파괴와 채널 프로파일의 휨 파괴를 검토하여야 하며, 콘크리트 측면에서는 앵커의 뽑힘, 콘크리트 콘파괴, 쪼개짐파괴 및 측면 파열파괴를 함께 고려하여야 한다. 전단하중이 작용하는 경우에는 채널 볼트, 채널 립, 앵커 및 연결부의 강재 파괴와 더불어 콘크리트 프라이아웃파괴 및 연단 파괴 등을 종합적으로 검토하여야 한다(Fig. 3 참조). 이와 같이 앵커 채널은 채널 프로파일, 채널 볼트 및 연결부가 상호작용하는 복합 시스템이므로, 각 파괴모드에 대한 저항 성능을 개별적으로 평가하여야 한다. 이러한 복합 파괴모드에 대한 특성 저항값은 각 파괴 메커니즘의 특성에 따라 이론적 계산과 실험적 평가를 병행하여 결정된다. 예를 들어, 채널 볼트 또는 앵커 샤프트의 강재 파괴는 재료강도에 근거한 저항식으로 평가할 수 있으며, 콘크리트 콘파괴와 프라이아웃파괴는 EN 1992-4의 설계식을 통해 산정할 수 있다.

반면, 앵커-채널 연결부의 접합 성능, 채널 립의 국부 소성 변형, 채널 프로파일의 휨 거동과 같이 기하학적 형상과 응력 집중이 수반되는 파괴모드, 그리고 시공 조건 및 배근 상태의 영향을 크게 받는 쪼개짐 파괴와 연단 파괴는 이론식만으로 합리적인 평가가 어렵다. 따라서 개발된 앵커 채널은 EAD 330008-04-0601의 시험 프로그램에 따라 각 구성 요소의 하중 저항 성능을 실증적으로 평가하여야 한다. 시험결과로부터는 식 (1)과 같이 평균 파괴하중과 변동계수를 이용하여 5 % 분위수하중 $F_{5\%}$을 산정하고, 여기에 실제 시험체와 공칭 재료강도 및 치수 조건의 차이를 반영하여 최종 특성 저항값$R_{k}$을 결정한다. 이 특성 저항값은 ETA(유럽기술평가서)에 제시되며, 이후 구조 설계의 기초 자료로 활용된다.

(1)

$F_{5\%} = F_{m} (1-k_{s} \times \nu_{test})$

여기서, $F_{5\%}$는 파괴모드별 특성강도($N_{Rk}$ 또는 $V_{Rk}$),

$F_{m}$는 평균 파괴하중,

$k_{s}$는 시편 개수($n$)와 신뢰도 수준에 따른 통계 계수,

$\nu_{test}$는 시험결과에 따른 변동계수이다.

앵커 채널 시스템의 구조 안전성을 평가하는 절차는 다음과 같다(Table 1 참조). ETA에 제시된 파괴모드별 특성 저항값을 바탕으로 EN 1992-4 및 EOTA TR 047 규정에 따라 시스템의 안전성을 검증한다. 구조설계자는 식 (2)와 같이, ETA에 명시된 특성 저항값 $R_{k}$을 각 파괴모드와 재료의 불확실성을 고려한 부분안전계수 $\gamma_{M}$로 나누어 설계 저항값 $R_{d}$을 산정한다. 이후 설계기준에서 요구하는 각 검토 항목에 대하여 인장 및 전단에 대한 설계하중 $E_{d}$와 $R_{d}$를 비교하여 식 (3)에 따라 안전성을 평가한다. 이때 발생 가능한 모든 잠재적 파괴모드(강재 및 콘크리트 파괴)에 대하여 $E_{d} / R_{d}$를 검토하며, 이 시스템의 여유 내력이 가장 낮게 평가되는 파괴 메커니즘이 해당 앵커 채널의 지배 파괴모드로 결정된다. 따라서, 앵커 채널의 구조설계는 EAD에 따른 실증적 성능평가, ETA를 통한 제품 상세 및 특성 저항값 제시, EN 1992-4 및 TR 047에 기반한 설계 저항값 산정과 지배 파괴모드 판정의 절차를 통해 수행된다.

(2)

$R_{d} = R_{k} / \gamma_{M}$

(3)

$E_{d} \leq R_{d} (or E_{d} / R_{d} \leq 1.0)$

Fig. 3 Potential failure modes and characteristic resistances of anchor channels under tension and shear loads

Table 1 Technical framework for the assessment and design of anchor channels in Europe

Specification	Agency	Title	Purpose	Remark
EAD	EOTA	European Assessment Document (EAD 330008-04-0601, Anchor channel)	･ Define standardized testing protocols to evaluate complex load transfer mechanisms specific to anchor channels (profile bending, lip deformation, bolt-lip interlock). ･ Statistically derive the 5 % fractile characteristic resistance ($R_{k}$) through empirical tests.	Distinct from ETAG 001 (general anchors)
		European Technical Assessment	･ Certify product-specific performance data (including $R_{k}$ values for various failure modes based on the EAD). ･ Act as a mandatory document for CE marking and structural design inputs.	Mandatory for CE marking
EN 1992-4	CEN	Design Standard (Eurocode 2 - Part 4)	･ Execute Ultimate Limit State verification ($E_{d} \leq R_{d}$). ･ Determine design resistance ($R_{d}$) by applying partial safety factors $\gamma_{M}$ to the $R_{k}$ values provided in the ETA.	—

3. 시험계획 및 방법

3.1 시험계획 및 시험체 개요

본 장에서는 열간 압연 앵커 채널 시스템의 구조성능과 신뢰성을 검증하기 위한 시험계획을 기술하였다. 성능시험은 EAD 330008-04-0601 Annex A(Table A.1.1.)에서 규정하는 시험 프로그램을 준용하였으며, 이 연구에서 수행한 시험 항목은 Table 2에 나타내었다. 시험 시리즈는 앵커-채널 접합부(S1), 채널 립(S2), 채널 볼트(S3)의 인장성능과 앵커 채널의 전단 저항성능(S4)을 평가하기 위해 총 4개 시리즈로 구성하였다.

본 연구에 적용된 앵커 채널의 모든 제원은 실제 현장 적용 모델의 사양을 반영한 것이다. 일반적으로 현장에서는 3개 이상의 앵커를 갖는 장축 앵커 채널이 사용되지만, 채널 길이 및 앵커 간격 등의 요소별 상세에 따라 인접 앵커 간 콘크리트 파괴영역의 중첩이나 채널 프로파일의 휨 모멘트 증가 등 하중 분배 특성이 달라지므로, 다중 앵커 조건에서는 구성요소 고유의 저항성능을 독립적으로 평가하기 어렵다. 이에 본 연구에서는 EAD 평가지침의 규정에 따라 2개 앵커 단일 유닛 시험체를 적용하여, 하중 재분배 효과를 배제한 상태에서 각 구성요소의 고유 저항성능과 한계상태를 명확하게 평가하고자 하였다^{(Jeong et al. 2020)}.

앵커 채널 시스템의 주요 구성 요소 및 재료 특성은 다음과 같다. 채널 프로파일은 강성과 용접성을 확보하기 위하여 용접 구조용 압연 강재 KS D 3515^{(KATS 2018)} 규격의 SM355 강재를 적용하였다. 콘크리트와의 일체화를 위한 헤드 앵커는 냉간 압조용 탄소 강선 KS D 7033^{(KATS 2023)} 규격의 SWCH10A 강재로 제작하였으며, 장기적인 내식성 확보를 위하여 용융 아연도금 처리를 하였다. 프로파일에 체결되는 채널 볼트는 기계 구조용 탄소 강재 KS D 3752^{(KATS 2019)}인 SM45C를 사용하였으며, 열처리를 통해 ISO 898-1 규격의 8.8 등급에 해당하는 고강도 특성을 확보하였다. 또한, 표면은 전기 아연도금 처리하여 체결 요소에 요구되는 내구성능을 확보하였다. 각 구성 요소의 공칭 규격과 재료강도 시험결과는 Table 3에 정리하였다.

앵커 채널의 상세 형상은 Fig. 4에 나타내었다. 채널 프로파일의 단면 규격(b×d)은 52 mm×34 mm이며, 하중이 집중되는 립 부위의 두께를 8 mm로 설계하여 국부 변형에 대한 강성을 보강하였다. 헤드 앵커는 직경 16 mm, 높이 100 mm의 규격을 가지며, 하단부에는 지름 33 mm의 원형 헤드를 형성하여 콘크리트와의 정착성능을 확보하였다. 또한 앵커 샤프트 표면에는 나사산 형태의 요철을 형성하여 콘크리트와의 기계적 맞물림을 유도함으로써 부착성능을 향상시켰다. 채널 볼트 헤드는 프로파일 내부 립의 경사각에 밀착되도록 설계하였으며, 이를 통해 하중 재하 시 발생할 수 있는 슬립 및 조기 뽑힘을 방지하고 시스템 전체의 구조적 일체성을 향상시켰다.

Table 2 Summary and adaptation of EAD test program (see EAD 330008-04-0601, Annex A, Table A.1.1)

No.	Section	Purpose	Test description	Test series	Concrete	$\Delta\omega$ (mm)	No. of tests
2	2.2.2	Steel failure under tension load	Channel/anchor	S1	—	All tests performed in uncracked concrete	$\geq$ 5
3	2.2.3		Failure of channel lips & channel bolt pull-out	S2	C20/C25		$\geq$ 5
4	2.2.4		Channel bolt head	S3	—		$\geq$ 5
6b	2.2.14	Steel failure under shear load	Bending or failure of channel lips, connection anchor/channel or anchor	S4	C20/C25		$\geq$ 5

Table 3 Steel material test results (unit: MPa)

Specimen	Standard (material)	Nominal		Test
		$f_{yk}$	$f_{uk}$	$f_{yk}$	$f_{uk}$
Channel profile	KS D 3515 (SM355)	355.0	490.0	442.0	546.0
Head anchor	KS D 7033 (SWCH10A)	—	340.0	389.0	412.0
Channel bolt	KS D 3752 (SM45C)	640.0	800.0	843.0	944.0

Notes: $f_{yk}$: yield strength; $f_{uk}$: tensile strength

Fig. 4 Detailed dimensions of anchor channel and channel bolt (unit: mm)

3.2 시험방법

시험은 Table 2에 제시한 총 4개 시험 시리즈로 계획하였으며, 모든 시험은 시험체의 하중 저항 능력이 완전히 상실되거나 최종 파괴가 발생할 때까지 수행하였다. 각 시험 시리즈별 시험 세팅은 Fig. 5에 나타내었다.

･ S1(앵커-채널 연결부 파괴)은 헤드 앵커와 채널 프로파일 접합부의 인장 내력을 평가하기 위한 시험이다. 하단 앵커를 전용 지그에 고정하고, 채널에 체결된 상단 볼트를 커플러를 통해 가력 장치에 연결함으로써 하중 재하 시 편심을 최소화하고 일축 인장력이 정확히 전달되도록 구성하였다(Fig. 5(a) 참조).

･ S2(채널 립 파괴)는 채널 립의 국부 휨 및 소성 변형과 채널 볼트의 인발 거동을 평가하기 위한 시험이다. 앵커 직상단에 채널 볼트를 배치하여 하중을 재하하였다. 이때 하중 작용점으로부터 반력 지지점까지의 거리를 앵커 유효묻힘깊이($h_{ef}$)의 1.5배로 이상으로 설정하였다. 이를 통해 채널 립의 변형과 이에 수반되는 콘크리트 파괴 메커니즘이 충분히 발현되도록 구성하였다(Fig. 5(b) 참조).

･ S3(채널 볼트 파괴)는 채널 볼트 샤프트와 헤드의 극한 성능을 평가하기 위한 시험이다. 강재 지그를 이용하여 채널 프로파일을 구속함으로써 채널의 휨 및 립 변형을 억제하고, 채널 볼트 샤프트 또는 헤드에서 순수한 강재 인장 파단이 발생하도록 시험을 구성하였다(Fig. 5(c) 참조).

･ S4(전단파괴)는 콘크리트 매립 조건에서 앵커 채널의 전단 저항 성능을 평가하는 시험이다. EAD에 따르면 하중 재하 위치에 따라 앵커 직상단과 앵커 경간 중앙에서의 시험을 모두 시행하여야 한다. 본 연구에서는 앵커 경간 중앙에서의 시험만을 시행하여 해당 조건에서의 전단 거동을 평가하였다. 시험 시 콘크리트와 지그 사이에는 테플론 시트(teflon sheet)를 삽입하여 마찰 저항을 최소화함으로써, 앵커 채널 시스템의 순수 전단 저항 메커니즘을 평가하였다(Fig. 5(d) 참조).

Fig. 5 Test setup for each series (S1-S4)

3.3 콘크리트 시험체 제작 및 압축강도시험

콘크리트 모재는 1,800 mm×1,800 mm×250 mm(b×d×h) 규격의 무근 콘크리트 블록으로 제작하였다. 이때 시험체 배치 시에는 인접한 앵커 채널 간에 형성될 수 있는 콘크리트 브레이크아웃 파괴 영역의 중첩을 방지하여, 각 앵커 채널의 독립적인 파괴 거동이 발현되도록 하여야 한다. 이에 앵커의 유효묻힘깊이 $h_{ef}$를 기준으로 채널 간 간격을 $3.0h_{ef}$ 이상 확보하도록 설계하였다^{(Sharma and Eligehausen 2025)}. 콘크리트 강도 $f_{ck}$는 27 MPa로 계획하였고, 타설 후 28일 양생 시점에서 수행한 압축강도 시험결과는 29.5~31.9 MPa 범위로 나타났다. 이는 EAD에서 요구하는 시험 조건을 만족하는 수준으로 확인되었다(Fig. 6 및 Fig. 7 참조).

Fig. 6 Dimensions of concrete test specimen

Fig. 7 Fabrication process of concrete test specimens

4. 하중-변위 관계 및 파괴모드

열간 압연 앵커 채널에 대한 시험 시리즈의 성능 시험 결과는 Fig. 8, Fig. 9 및 Table 4에 나타내었으며, 하중-변위 관계 및 파괴모드에 대한 분석은 다음과 같다.

S1 시리즈(앵커-채널 연결부 파괴)의 시험결과, 모든 시험체는 초기 하중 재하 단계에서 일정한 강성을 유지하며 탄성 구간 내에서 안정적인 인장거동을 나타내었다. 최대하중 이후 대부분의 시험체(#1~#4)에서는 앵커 샤프트의 파단이 지배적인 파괴모드로 확인되었다. 이는 전형적인 강재 인장파괴 형태에 해당하며, 앵커-채널 연결부의 저항 성능이 앵커 샤프트의 인장강도 이상으로 확보되었음을 의미한다. S1 시리즈의 평균 최대하중은 88.3 kN으로 나타났으며, 이 중 앵커-채널 연결부에서 파괴가 발생한 #5 시험체의 최대하 중은 83.8 kN으로 전체 평균 대비 약 5.2 % 낮게 나타났다. 이는 연결부 주변의 국부적인 형상 불연속과 용접부 인근에서의 응력 집중이 복합적으로 작용한 결과로 판단된다. 특히 앵커 샤프트와 채널이 접합되는 구간은 하중 전달 경로가 급격히 변화하고, 단면의 불연속이 존재하는 위치이므로 응력이 집중되기 쉽다. 이러한 영향으로 인해 앵커 샤프트의 인장강도가 충분히 발현되기 전에 연결부에서 파괴가 선행하여 발생한 것으로 판단된다. 그럼에도 불구하고 S1 시리즈의 변동계수는 3.3 %로 매우 낮게 나타나, 전반적으로 인장하중에 대한 저항 성능의 편차가 크지 않고 안정적인 거동을 보이는 것으로 확인되었다. 이는 시험체 간 성능의 재현성과 품질의 일관성이 우수함을 보여준다^{(Zhang et al. 2023)}. 따라서 앵커 채널 시스템은 실제 현장 적용 시, 앵커 샤프트의 강재 특성에 기반한 인장 지배 거동을 통해 객관적이고 안전하게 평가할 수 있을 것으로 판단된다(Fig. 8(a) 및 Fig. 9(a) 참조).

S2 시리즈(채널 립 파괴)의 시험결과, 평균 최대하중은 123.3 kN, 변동계수는 1.9 %로 나타나 구조성능의 일관성이 우수한 것으로 확인되었다. 모든 시험체는 하중 재하 전 구간에 걸쳐 매우 유사한 인장 거동을 나타내었다. 지배적인 파괴모드는 채널 립의 국부 휨 및 소성 변형에 의한 강재파괴로 확인되었으며, 응력이 집중되는 립 상단 콘크리트에서 국부적인 압괴가 함께 나타났다. 최대하중 이후에는 급격한 내력 저하 없이 하중이 점진적으로 감소하는 안정적인 연성거동이 관찰되었다. 이는 8 mm 두께로 설계된 립 단면이 충분한 휨 강성을 확보하고, 후크형 단면 형상이 채널 볼트와의 기계적 맞물림 효과를 증진하는 데 기인한 것으로 판단된다^{(Cattaneo et al. 2022)}. 따라서, 앵커 채널은 립의 국부적인 조기 파괴를 효과적으로 억제하여 강재의 안정적인 소성 항복을 유도할 수 있으며, 극한 상태에서도 충분한 구조적 연성능력을 확보하였음을 확인하였다(Fig. 8(b) 및 Fig. 9(b) 참조).

S3 시리즈(채널 볼트 파괴)의 시험결과, 평균 최대하중은 141.1 kN으로 나타났으며, 변동계수는 0.3 %로 매우 낮게 평가되었다. 모든 시험체는 초기 강성 발현부터 최종 파단에 이르기까지 매우 높은 일관성을 보였다. 지배적인 파괴모드는 채널 볼트 나사산 부위에서의 강재 파단으로 관찰되었다. 이는 볼트 헤드와 채널 립 사이의 기계적 맞물림 성능이 볼트 샤프트의 인장강도보다 충분히 높게 확보된 결과로 판단된다. 즉, 볼트 헤드의 기하학적 형상이 하중 재하 과정에서 조기 파괴나 과도한 변형 없이 안정적으로 지지할 수 있음을 의미한다^{(Mahrenholtz et al. 2019)}. 따라서 앵커 채널 설계 시 채널 볼트의 내력은 강재 특성에 기반한 강도식으로 평가할 수 있음을 확인하였다(Fig. 8(c) 및 Fig. 9(c) 참조).

S4 시리즈(전단 저항 성능)의 시험결과, 평균 최대하중은 124.7 kN, 변동계수는 4.0 %로 나타났다. 모든 시험체는 전단하중 하에서도 일관된 초기 강성과 최대하중을 유지하였으며, 지배적인 파괴모드는 채널 볼트의 강재 전단파괴로 확인되었다. 이는 채널 립의 과도한 소성 변형이나 볼트 헤드의 국부 파괴 및 탈락이 발생하기 전에, 앵커 채널 시스템이 채널 볼트 고유의 전단 내력이 온전히 발현될 때까지 안정적인 지지력을 유지한 결과로 판단된다. 즉, 전단하중 작용 시 앵커 채널의 파괴 거동이 채널 립과 볼트 헤드의 조기 손상보다는 채널 볼트 자체의 전단 성능에 의해 지배됨을 확인하였으며, 이는 채널 시스템 내부의 하중 전달 경로가 매우 안정적으로 형성되어 있음을 알 수 있었다. 단, #5 시험체의 경우 동일한 파괴모드를 보였음에도 전체 평균 대비 다소 낮은 내력을 나타내었다. 이는 채널 볼트 체결 과정에서 발생한 시공 오차로 인해 볼트 헤드가 채널 립 내측면에 완벽히 밀착되지 못한데 기인한 것으로 판단된다^{(Bogdanic et al. 2021; Konertz et al. 2021)}. 이로 인해 발생한 미세한 유격이 전단하중 작용 시 순수 전단 응력뿐만 아니라 부가적인 휨 모멘트가 작용하여 상대적으로 낮은 하중에서 파단에 이른 것으로 판단된다. 그럼에도 불구하고 S4 시리즈의 변동계수는 4.0 %로 안정적인 수준을 유지하였고, 전반적인 전단거동의 경향성 또한 매우 유사하게 나타났다. 따라서 국부적인 시공 변수가 채널 시스템 전체 성능에 미치는 영향은 미미한 것으로 판단되며, 앵커 채널이 전단하중 작용 시에도 안정적인 지지력을 확보하고 있음을 확인하였다. 다만, 설계된 구조성능이 현장에서 온전히 발현되기 위해서는 시공 지침을 준수하여, 시공 오차로 인한 내력 손실을 방지하는 품질 관리가 필수적이다(Fig. 8(d) 및 Fig. 9(d) 참조).

Fig. 8 Load-displacement relationship for each test series

Fig. 9 Primary failure modes for each test series (S1-S4)

5. 특성 저항 산정 및 성능 평가

EAD 성능평가시험을 통해 확보한 앵커 채널의 파괴하중은 시험체 간 성능 편차뿐만 아니라, 시험체에 적용된 재료강도와 제작 과정에서 형성된 실제 치수의 영향을 받는다. 따라서 이를 설계에 적용 가능한 객관적인 특성 저항값으로 전환하기 위해서는, 각 시험 시리즈의 극한하중에 대한 통계적 평가를 수행하여 식 (1)에 따라 $F_{5\%}$를 산정해야 한다. 이후, 실제 시험 데이터와 설계 규격 간의 편차를 보정하기 위해 공칭 재료 강도와 공칭 치수를 기준으로 정규화 과정을 거쳐 최종 특성 저항값인 $R_{k}$를 도출하여야 한다. 이와 같이 산정된 특성 저항값은 유럽기술평가서인 ETA에 기재되는 성능값으로 설계 단계에서 활용된다. 이 연구에서 수행한 열간 압연 앵커 채널의 각 시험 시리즈별 특성 저항값을 산정하기 위한 평가식은 Table 5에 정리하였다.

열간 압연 앵커 채널의 성능평가는 Table 5의 평가식에 따라 산정한 특성 저항값을, 각 시험 시리즈에서 관찰된 주요 파괴모드에 해당하는 공칭강도와 비교하여 검토하였다. S1 시리즈에서는 1개 시험체(#5)를 제외하고 앵커 샤프트의 인장 파단이 주요 파괴모드로 관찰되었다. 이는 앵커 강재의 인장 저항이 충분히 발현될 때까지 연결부의 조기 파괴가 억제되었음을 의미한다. 따라서 S1 시리즈에서는 식 (4)에 따라 산정한 앵커의 공칭 강재강도를 기준으로 연결부의 성능을 평가하였다. S2 시리즈에서는 앵커 강도의 발현 이전에 채널 립에서 선행 파괴가 발생하는지를 검토하였다. 일반적으로 앵커 채널 시스템의 인장성능은 구성 요소 중 가장 취약한 부분에 의해 지배된다. 즉 채널 립의 특성 저항값이 앵커의 공칭 인장강도보다 높게 평가된다면 채널 립은 지배적인 파괴모드로 작용하지 않으며, 전체 시스템의 인장 저항은 앵커 강재의 강도에 지배된다고 판단할 수 있다. 따라서 S2 시리즈에서도 식 (4)에 따른 앵커의 공칭 인장강도와 비교하여 성능을 검토하였다. S3 시리즈에서는 채널 볼트의 파괴 형태에 따라 평가 기준을 다르게 적용한다. 본 연구에서는 채널 볼트 샤프트 파단이 주요 파괴모드로 관찰되었으므로, Table 5에 근거한 특성 저항값과 식 (5)의 공칭 강재강도와 비교하여 볼트의 인장 저항 성능을 검토하였다. S4 시리즈에서도 채널 볼트 샤프트의 파단이 주요 파괴모드로 나타났으며, 식 (6)에 따른 공칭 전단강도와 특성 저항값을 비교하여 전단성능을 평가하였다. 이때 채널 볼트의 공칭 전단강도는 강재의 기계적 특성(강도 수준 및 항복비)를 반영하는 전단 저항 계수 $\alpha_{s}$ 를 적용하여 산정하였다. $\alpha_{s}$ 는 $f_{uk} < 800 N/mm^2$ 및 $f_{yk} / f_{uk} < 0.8$의 조건에서 0.6을, $f_{uk} \geq 800 N/mm^2$ 또는 $f_{yk} / f_{uk} \geq 0.8$의 조건에서는 0.5를 적용한다. 본 연구에서는 Table 3에 제시한 채널 볼트의 강도 조건에 따라 0.5를 적용하였다. 여기서, 공칭강도 산정에 사용한 앵커 샤프트 및 채널 볼트의 유효 단면적은 각각 $A_{s,a} = 188.7 mm^2$ 및 $A_{s,cbo} = 157.0 mm^2$이며, 특성 저항값과 공칭강도의 비교 결과는 Table 6에 정리하였다.

Table 6에 나타낸 바와 같이, 각 지배 파괴모드별 특성 저항값은 공칭강도 대비 약 5.0~56.8 % 수준으로 높게 나타나 앵커 채널 시스템의 충분한 안전성을 확인하였다. 이러한 결과는 대부분의 시험체에서 파괴가 접합부의 형상불연속이나 응력 집중과 같은 구조적 요인보다는 각 구성요소의 고유 극한강도 수준에 도달함에 따라 나타난 재료적 성능한계에 의해 지배되었기 때문으로 판단된다. 이는 열간 압연 공정을 통해 충분한 재료 연성을 확보하였고, 최적 단면 설계를 통해 구조적 성능한계를 재료적 성능한계 이상으로 확보하였음을 의미하며, 각 구성요소의 설계 내력은 재료강도에 기반하여 합리적으로 산정될 수 있음을 의미한다. 또한 모든 시험 시리즈의 변동계수는 0.3~4.0 %로 나타나, EAD에서 요구하는 최대 허용기준인 20 %를 크게 하회하였다. 이는 실제 파괴하중과 특성 저항값 사이의 편차가 매우 작음을 의미하며, 설계 시 과도한 강도 저감 없이도 안정적인 내력 평가가 가능함을 보여준다. 따라서 국내 기술로 개발된 열간 압연 앵커 채널 시스템은 재료강도, 형상 오차, 콘크리트의 불확실성 및 시공상의 복합 변수의 영향을 받아도 높은 구조적 안전성과 우수한 품질 일관성을 확보한 것으로 판단된다^{(Petrasch and Hofmann 2023)}. 이러한 결과는 향후 국내 앵커 채널 설계기준 및 관련 기술 표준을 정립하기 위한 객관적인 공학적 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

6. 결 론

본 연구에서는 국내 기술로 개발된 열간 압연 앵커 채널 시스템의 구조적 성능을 평가하기 위해, 유럽 기술평가 기준인 EAD 330008-04-0601에 따라 정적 인장 및 전단시험을 수행하였다. 이로부터 얻은 주요 결론은 다음과 같다.

1) 모든 시험 시리즈에서 도출된 파괴하중의 변동계수는 0.3~4.0 %의 매우 낮은 범위로 평가되었다. 이는 EAD 규정의 최대 허용 기준인 20 %를 크게 하회하는 수준으로, 특성 저항값이 실제 파괴하중에 근접하게 산정될 수 있음을 확인하였다. 또한, 모든 시험 시리즈에서 산정한 특성 저항값은 주요 파괴모드에 해당하는 공칭강도 대비 약 5.0~56.8 % 수준으로 높게 나타나 EAD 규정에서 요구하는 최소 성능을 충분히 만족하는 것으로 나타났다.

2) 모든 시험 시리즈에서 관찰된 지배적 파괴모드는 모두 강재파괴로 확인되었다. 이는 열간 압연 공정에 의한 재료 연성 확보와 최적 단면 설계가 조기 파괴를 효과적으로 억제한 결과로 판단된다. 따라서, 앵커 채널은 볼트-립-프로파일-앵커로 이어지는 안정적인 하중 전달 메커니즘을 통해, 극한 상태에서도 급격한 내력 저하 없이 구조적 일체성을 유지할 수 있음을 확인하였다.

3) 본 연구의 결과는 표준화된 시험 절차를 통해 공학적 타당성과 객관적 신뢰성을 확보하였으며, 향후 국내 앵커 채널 설계기준 및 평가지침을 정립하기 위한 공학적 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 기대된다. 다만, 본 연구에서는 앵커 채널의 기본적인 정적 하중 저항 성능만 확인하였으므로, 시공 변수와 복합적인 하중 조건 등 실제 사용 환경을 고려한 추가적인 신뢰성 검증이 필요하다.