Best Practice

스터럽 보강 앵커에 대한 연구 사례는 정적 및 동적하중에 대한 실험 모두 매우 부족한 실정이다. 정적하중에 대한 전단 저항강도에 대한 기존 연구 사례는 선행 논문^[9]에 제시하였으며, 실험 연구의 부족으로 현재 기준들이 스터럽 보강 앵커의 전단 저항강도를 매우 안전 측으로 설정하고 있음을 알 수 있었다.

지진 시 저항강도 평가를 위한 동적 실험 사례는 더욱 드문 실정이다. Petersen et al.^[10]은 스터럽 보강 M19 및 M25 앵커에 대해 동적 전단 저항강도의 간접적인 평가 방안으로 Fig. 3에 보인 바와 같이 변위제어 방식으로 정적 반복하중에 의한 실험을 수행하였다. 이들이 수행한 실험 결과를 Table 1에 정적 단조하중 실험 결과와 함께 요약하였다. 이들의 실험에 의하면 스터럽 보강 상세에 따라 차이는 있지만 반복하중에 의한 저항강도가 단조하중에 비해 M19 앵커에서는 72%, M25 앵커에서는 87~93% 수준의 강도를 보였다. 단, 이들의 실험에서는 모든 시험체에서 앵커의 파단으로 실험이 종료되었는데, 단조하중 실험에서는 최대하중에 거의 도달한 후 앵커가 휨인장 형태로 파괴된 반면, 반복하중 실험에서는 전단 형태의 피로 파괴가 발생하였다. 이에 이들은 스터럽 보강 앵커에서는 파열파괴보다 앵커파괴가 설계를 지배한다고 제안하였다. 그러나 이들의 결과를 파열파괴강도로 간주하기는 곤란하다고 판단된다.

Fig. 3. 
Reversed cyclic loading profile by Petersen et al. ^[10]

한편 Park et al.^[11]은 M20 앵커, 연단거리 120mm, 스터럽 철근은 D6, 스터럽 간격은 100mm인 시험체에 대해 1Hz의 편진하중(pulsating load)으로 정적 대비 동적 전단 저항강도를 평가하였다. 편진하중은 정적 저항강도의 60% 하중으로 시작하여 하중을 키워가면서 파괴 시까지 가력하였다. 하중 스텝별 반복회수는 15 cycle로 하였으며, 3개 시험체에 대한 평균 동적 전단 저항강도(39.0kN)는 정적 저항강도(39.2kN) 와 거의 동등한 결과를 얻었다.

스터럽 보강 앵커의 저항강도는 철근 및 콘크리트의 파열파괴 저항강도와 앵커 본체의 파괴 강도로부터 결정된다. 본 논문에서는 전자의 강도를 평가하는 것이 목적이므로 이에 대해 주요 기준을 요약하기로 한다.

본 연구에서는 동적 저항강도를 평가하기 위해 앵커 직경 36mm(M36), 연단거리(c_a1) 180mm, 매입깊이(h_ef) 280mm 인 콘크리트 시험체 블록(1200×1200×900mm) 2개를 Fig. 4에 보인 바와 같이 제작하였다. 콘크리트 압축강도(f_ck)는 27MPa로 설정하였으며, 스터럽 및 단부철근은 D10 (A_s=71.33 mm²) 이형철근을 사용하였다. 스터럽의 간격은 100mm 로 하였으며 1개의 콘크리트 블록에 4개의 앵커를 설치하기 위해 스터럽은 동일 블록에서 상․하 직각으로 교차 설치하였다. 이 때 스터럽의 위치에 따라 순덮개는 20~30mm로 계획하였다(Fig. 4(b), (c) 참조). 각 스터럽 철근의 변형률 측정을 위해 Fig. 4(d)에 보인 바와 같이 앵커 좌우 4개 철근에 변형률게이지를 부착하였다.

Fig. 4. 
Configuration of test block: M36 anchor, D10 stirrup

뒤의 4장에서 제시하겠지만, M36 앵커에 대한 실험에서 콘크리트 파열파괴가 상당히 진전은 되었으나 앵커 본체의 파단으로 실험이 모두 종료되었다. 이에 Fig. 5에 보인 바와 같이 M42 앵커, 연단거리(c_a1) 160mm, 매입깊이(h_ef) 280 mm인 시험체 블록(1000×1000×700mm) 2개를 추가로 제작하였다.

Fig. 5. 
Configuration of test block: M42 anchor, D6 stirrup

M36 앵커와 M42 앵커 시험체의 콘크리트 압축강도(실험 시점), 철근과 앵커의 항복강도(f_y,F_y)와 인장강도(f_u,F_u) 를 각각 Table 2에 제시하였다. M36 앵커의 인장실험에서는 선형 상태에서 응력 640 MPa일 때 파단이 발생하여 항복강도를 이 값으로 제시하였다.

본 연구에서는 앵커의 동적 저항강도의 평가를 위해 미국 ACI 355.2^[6]와 유럽의 ETAG 001 Annex E^[4] 기준에서 제시한 지진모의실험(seismic qualification test) 방법을 채택하였다. ACI 355.2 기준은 Fig. 6(a)에 보인 바와 같이 0.2~ 2.0Hz 주기로 반복하중을 가력한 후 정적재하를 통해 종국 저항강도를 평가하는 방식이다. 한편, ETAG 001 기준은 지진모의실험에 의한 강도 평가를 중․약진 지역(C1 지역)과 강진 지역(C2 지역)에 대해 구분하여 제시하고 있다. C1 지역에 대한 가력 방법은 ACI 355.2와 동일하며, C2 지역에 대해서는 정적 저항강도의 10%하중 25회, 30%하중 15회, 40%하중 5회, 50%하중 5회, 60%하중 5회, 70%하중 5회, 80%하중 5회, 이후 5%씩 하중을 증가시켜 3회씩 파괴 시까지 점증 가력하는 방식이다. 본 연구에서의 실제 가력 예(C2 지역 방식)를 Fig. 6(b)에 예시하였다.

Fig. 6. 
Alternate loading patterns

M36 앵커 실험은 C1 및 C2 방식 모두 수행하였으며, M42 앵커에서는 여건 상 C2 방식만 수행하였다. 시험체의 설치는 Fig. 7에 제시하였으며, 동적 가력 시 주파수는 모두 0.2Hz를 적용하였다.

Fig. 7. 
Setup of dynamic shear test

정적 실험에 의한 M36 및 M42 앵커 시험체의 하중-변위 선도를 Fig. 8(a), (b)에 예시하였다. M36 앵커 시험체는 콘크리트의 파열파괴가 육안으로 확인될 정도로 이루어진 이후 앵커 본체의 파단이 발생하였다. 앵커 본체 파단 원인에 대해서는 선행논문^[9]에 제시하였는데, 연성 부족으로 인한 휨인장 파괴로 분석되었다. 반면, 스터럽 직경 및 연단거리가 상대적으로 작은 M42 앵커 시험체는 앵커의 파단은 발생하지 않고 콘크리트 파열파괴로 실험이 종료되었다. 따라서 Fig. 8(a)에 비해 Fig. 8(b)에서는 소성구간까지 도달한 이후 철근이 파단될 때까지 연성 거동을 보였다.

Fig. 8. 
Load-displacement curve: static and C1 loading tests

한편 M36 앵커에 대해 Fig. 6(a)의 C1 방식 실험에서는 반복하중 재하 종료 후 콘크리트의 균열은 거의 발생하지 않았으며, 이후 정적 가력에 의한 하중-변위 선도는 Fig. 8(c)에 보인 바와 같다. 즉, 정적 실험과 유사한 형상을 보였으며 역시 앵커의 파단으로 실험이 종료되었다.

M36 및 M42 앵커에 대해 C2 방식 가력(Fig. 6(b))에 의한 하중-변위 선도들을 Fig. 9에 제시하였다. Fig. 9에서 (+)하중과 변위는 콘크리트 블록의 단부 방향에 해당된다. C2 방식 가력 실험에서도 M36 앵커 시험체는 파열파괴가 상당히 발생한 후 앵커의 파단으로 실험이 종료되었다. M36 및 M42 앵커의 실험에서 최종 파괴 예를 Fig. 10에 제시하였으며, 정적 및 C1 방식에서도 파괴 형상은 대체로 유사하였다. 최대 하중에 도달한 시점에서 스터럽 하부 콘크리트는 비교적 건전한 상태를 유지하였는데(특히 M36 시험체), 이는 D10 철근의 스터럽과 단부 철근(edge bar)이 하부 콘크리트를 적절히 구속하였기 때문으로 판단되었다.

Fig. 9. 
Load-displacement curve: C2 type loading

Fig. 10. 
Fracture shapes of specimens: C2 type loading

M36 및 M42 앵커 시험체의 정․동적 실험에 의한 파열파괴강도를 Table 3에 정리하였다. Table 3에 제시된 강도는 단부 방향으로의 최대하중을 기준으로 하였다. M36 앵커 시험체는 정․동적시험 모두 앵커 본체의 파단으로 실험이 종료되었으나, 파열파괴가 상당히 진전된 것으로 확인되어 앵커 파단 시 하중을 파열파괴강도로 간주하였다. 한편 M36 앵커 시험체들(스터럽 철근 : D10, f_y=445MPa, 연단거리 180 mm)에 비해 M42 앵커 시험체들이 낮은 파열파괴강도를 보이는 것은 상대적으로 작은 단면적의 스터럽 철근(D6) 사용, 철근 항복강도(339MPa)의 차이 그리고 연단거리(160mm)가 짧은 것에 기인하는 것으로 평가되었다.

Table 3 및 Fig. 8로부터 시험체들 중 M36-C1-1은 M36- C1-2 및 -3에 비해 최대하중이 18%, M42-ST-1은 M42- ST-2에 비해 17% 낮은 값을 보인다. 이는 실험 방법에 의한 차이보다는 콘크리트 재료 특성 상 인장 강도의 변동성, 제작 오차에 의한 스터럽의 덮개 차이 등에 의한 것으로 판단되며, M36 시험체는 앵커의 휨인장 파괴 발생도 이러한 차이를 보이는 원인으로 판단된다.

Table 3으로부터 M36 앵커 시험체의 C1 방식에 의한 저항강도는 정적 강도의 0.98배로서 거의 유사한 강도를, C2 방식에 의한 저항강도는 1.03배로 역시 거의 유사한 강도를 보인다. 한편, M42 앵커에서는 C2 방식에 의한 저항강도가 정적 강도 대비 1.14배 큰 값을 보였다. 시험체 개수가 제한적이지만, 동적 강도가 정적 강도에 비해 낮지는 않고 동등 또는 조금 큰 수준의 강도를 갖는 것으로 평가되었다. 따라서 스터럽 보강 앵커의 동적 파열파괴강도는 정적 강도로 고려할 수 있을 것으로 판단된다.

M36 및 M42 앵커 시험체의 정적 및 C2 가력 방식 실험으로부터 측정된 스터럽 철근의 변형률을 Table 4에 제시하였다. D6 철근으로 보강한 M42 앵커 시험체에서는 최대하중에서 철근의 변형률이 매우 커서 정적 최대 하중의 약 90% 수준인 90kN에서의 변형률로 분석하기로 한다.

앵커 좌우 스터럽의 평균 변형률을 Fig. 11에 도시하였다. 스터럽 철근의 항복변형률은 M36 앵커 시험체에서는 ϵ_y= 2,235×10-6, M42 시험체에서는 ϵ_y=1,700×10-6이다. Fig. 11에서 앵커로부터 0.5c_a1 이내의 스터럽은 항복에 이르고 앵커로부터 거리가 증가함에 따라 변형률은 선형적으로 감소하는 것을 보인다. 따라서 ACI 318 기준에서 철근의 저항강도로 고려할 때 0.5c_a1 이내의 스터럽만을 고려하는 것은 안전측의 접근이 됨을 알 수 있다.

Fig. 11. 
Strains of the stirrups

앞에서 제시된 바와 같이 스터럽 보강 앵커의 동적 전단 저항강도는 정적강도로 고려할 수 있을 것으로 판단된다. 한편, ACI 318 및 ETAG 001 기준에 의한 정적 저항강도를 Table 5에 제시하였다. 이로부터 콘크리트의 파열파괴강도(식 (1)) 또는 0.5c_a1 이내의 스터럽의 항복강도(식 (2))로 고려하는 ACI 318 및 콘크리트의 파열파괴강도(식 (3))로 고려하는 ETAG 001은 실제 저항강도에 비해 다소 안전측으로 고려하고 있다. 참고로 선행 논문^[9]에서 Petersen et al.^[10]의 실험 결과들(Table 1 참조)과 현재 기준들에 의한 강도를 비교하여 제시하였는데, 현재 기준들은 스터럽 보강 정도에 따라 최대 2배 이상 안전측으로 평가하였다.

Table 5에서 M36-D10에 비해 M42-D6 시험체에서 안전측으로 평가하는 정도가 감소하는데, 이는 스터럽 철근의 제원이 주요 변수가 됨을 의미한다. 따라서, 스터럽 철근이 하부 콘크리트를 적절히 구속함으로써 보강에 따른 저항강도 향상을 위해서는 스터럽 제원, 즉 소정의 직경과 최대 간격의 제한이 필요함을 의미한다. 이에 대한 정량적 기준을 수립하기 위해서는 보다 더 많은 실험데이터가 축적되어야 할 것이나, 본 연구에 의하면 스터럽 철근의 최소 직경은 D10, 간격은 100mm 이하로 하는 것이 바람직할 것으로 판단된다.

선행 논문[9]에서 제시한 스터럽 보강 앵커의 전단력에 대한 저항강도 평가 방안(Method-2)을 적용하여 평가한 결과를 Table 5에 함께 제시하였다. 본 방법은 콘크리트의 파열파괴강도와 스터럽의 기여를 함께 고려하는 개념이다. 이는 최대 하중에 도달한 시점에서 스터럽 하부의 콘크리트가 비교적 건전한 상태인 점과 철근이 CCD 이론의 35° 콘크리트 파괴면(Fig. 1)에서 전단으로 저항하되 Fig. 11에 보인 바와 같이 앵커로부터 1.5c_a1′(c_a1′은 c_a1에서 단부철근의 덮개를 뺀 거리) 이내의 스터럽은 거리에 반비례하여 저항하는 것에 근거한 것이다. 이로부터 본 방법에 의한 저항강도는 다음 식^[9]과 같다.

여기서, V_c : 식 (1)의 콘크리트 파열파괴강도
V_ui : 각 스터럽의 저항강도
s_i : 앵커 중심에서 스터럽까지의 거리(mm)

본 연구진이 그 동안 수행한 비균열콘크리트에 매입된 선설치 비보강 앵커^[7], 헤어핀 형상 철근보강 앵커^[8] 그리고 본 논문의 스터럽 보강앵커의 정적 강도 대비 지진모의실험에 의한 동적 전단 파열파괴강도에 대한 결과를 Table 6에 요약하였다. 이로부터 비보강 및 철근 보강 앵커의 동적 파열파괴강도는 정적 강도와 동등하게 설정할 수 있음을 알 수 있다. 따라서 국내 기준^[5]에서 제시하고 있는 정적 강도 대비 동적 강도를 75%로 저감하는 규정은 향후 삭제 가능한 것으로 판단된다.