1. 서 론

원자력발전소(Nuclear Power Plant, NPP)를 비롯한 각종 플랜트 시설에는 다양한 종류의 설비들이 설치된다. 이러한 설비들은 주로 콘크리트 구조물에 앵커를 이용하여 고정된다. 앵커는 역학적으로 설비의 경계조건을 형성하므로 지진과 같은 진동 환경에서 설비의 동적 응답을 지배하고, 구조적 안전성에 큰 영향을 미친다. 동일본 대지진 이후의 현장점검에서, 일부 원자력 시설에 사용된 고정용 앵커가 망실되거나 손상된 사례가 조사되었다^{(NRA, 2013)}.

국내에서는 2016년 경주지진으로 인하여 일부 설비의 정착부에 손상이 관찰되었다^{(KINS, 2017)}. 설비의 정착 상태의 변화는 기기의 동적 응답을 변화시키며, 구조적 건전성이나 기기 본래의 기능 발휘에 해로운 영향을 초래할 수 있다. 따라서 플랜트의 안전성을 보장하기 위해서는 정착부(anchorage)의 신뢰성이 확실히 보장되어야 하므로 앵커의 성능에 관한 연구는 중요하다.

플랜트 시설의 설비를 고정하는 정착부에는 콘크리트 확장앵커가 많이 사용된다. CEA의 시방서는 생산자의 설치 지침(manufacturer’s installation instructions)이 권고하는 설치토크(installation torque) 또는 조임력 값(torque value)을 규정한다. 앵커의 성능을 보장하기 위해서 앵커볼트는 규정된 토크 값으로 체결하여야 한다. 그러나 실제 현장에서는 현장 여건이나, 기타 설계상의 사유로 인하여 설계시방서에서 규정하는 값보다 크거나 혹은 작은 값의 조임력으로 앵커를 설치하는 경우가 발생한다.

NPP와 같은 중요 시설에 사용하는 CEA는 사전에 시험을 통하여 성능이 검증되어야 한다. ^{ACI 318(2019)} 또는 ^{ACI 349(2024)}에 따라 설계되는 원전에 설치하는 확장앵커는 ^{ACI 355.2(2001 & 2019)}의 규정에 따라 앵커의 성능을 시험한다.

현재까지 콘크리트 앵커의 강도와 성능을 분석한 연구는 많이 보고되었다. ^{Hur et al.(2024)}은 슬리브(sleeve) 길이와 헤드 형상을 개선한 토크 제어형 CEA의 전단성능을 평가하고 설계변수의 최적화에 대해 연구하였다. ^{Kim et al.(2003)}은 비균열 무근콘크리트에 매입된 CEA의 콘크리트 콘 파괴강도에 관한 설계식을 비교 분석하였다. ^{Spyridis and Mellios(2022)}은 강섬유 보강 콘크리트와 일반 콘크리트에 설치된 헤드형 앵커의 인장성능을 분석하였다. ^{Konieczny et al.(2024)}은 얕은 확장형 앵커와 접착식 앵커의 성능을 비교하고, 섬유 보강 여부에 따른 성능 차이를 분석하였다. ^{Huda and Apriyatno(2021)}은 현장 타설 방식과 후설치 방식에 따른 CEA의 뽑힘강도의 차이를 실험적으로 비교하였다. ^{Lee and Jung(2021)}은 균열 콘크리트에 설치된 후설치 앵커의 구조 성능을 평가하여, 균열 폭에 따른 인장성능과 전단성능의 변화를 진단하였다. ^{Nemes and Lublói(2011)}은 특수 콘크리트에 설치된 CEA의 성능을 분석하고, 경량 콘크리트 및 고온 조건에서도 안정적인 정착 성능 확보의 중요성을 강조하였다. ^{Kim et al.(2001)}은 균열 및 비균열 콘크리트 조건에서 슬리브형 CEA의 거동을 비교 분석하고, 균열 콘크리트 조건에서 슬리브의 확장 기능이 저하될 수 있음을 확인하였다.

이상의 연구는 모두 설치토크의 영향은 시험 변수로 고려하지 않고, 확장앵커의 성능을 평가하였다. 반면에, ^{Kim et al.(2022)}은 앵커의 설치토크, 앵커 직경, 매입 깊이의 변화를 적용하여 스테인리스강 CEA를 균열 콘크리트에 설치하고, 인발시험과 해석을 수행하였다. ^{Delhomme et al.(2018)}은 설치토크 변화가 앵커의 인장 성능에 미치는 영향을 실험적으로 분석하고, 토크의 크기에 따른 파괴모드의 변화를 분석하였다. ^{Kim et al.(2013)}은 다양한 후설치 앵커를 대상으로 규정된 토크를 가하여 시험하고, 앵커의 인장 성능에 대한 역학적 해석모델을 작성하였다. ^{Bang et al.(2022)}은 여러 설치 조건 하에서 비틀림 제어 확장앵커의 인발실험을 수행하고, 정상 토크보다 1.5배의 과토크로 설치되거나, 0.75배의 저토크로 설치된 경우에도 비틀림 제어 확장앵커의 최대 인장하중의 차이는 5 % 이내임을 발표하였다.

현재까지 확장앵커의 성능을 분석한 연구는 많이 보고되었으나, 설치토크의 변화에 따른 CEA의 인장성능의 변화와 파괴모드를 실험으로 분석한 사례는 많지 않다. 이 연구에서는 플랜트 시설에 주로 사용되는 앵커볼트 중에서 사용 빈도가 높은 M12 규격의 후설치 확장앵커를 대상으로 인발시험(pullout test)을 수행하였다. 특히, CEA에 가하는 설치토크의 크기가 앵커의 뽑힘강도에 미치는 영향을 조사하기 위하여 동일한 규격의 앵커를 여러 수준의 조임력으로 콘크리트 블록에 설치하고, 동일한 조건에서 인발시험을 실시하였다. 대상 앵커는 NPP에 주로 사용하는 앵커로서 ^{ACI 355.2(2001 & 2019)}와 ^{ASTM E488(2018)}의 규정을 따라 시험하였다. 시험 결과를 토대로, CEA의 파괴강도와 파괴모드의 변화를 분석하였다.

2. 확장앵커의 설계강도

2.1 대상 앵커볼트

이 연구의 대상으로 선정한 앵커는 NPP에 사용되는 앵커 중에서 사용 빈도가 가장 높은 M12 후설치 확장앵커이다. 실험에 사용된 앵커의 형상과 규격은 Fig. 1과 Table 1에 보인 바와 같다. 이 앵커의 설치 조건은 Table 2에 나타내었다. 표에서 보는 바와 같이, 제조사가 권고하는 앵커의 최소 매입깊이는 80 mm이다.

Fig. 1. Anchor Drawing

Table 1. Dimensions of Test Anchors

Thread size	$d_s$ (mm)	$l_1$ (mm)	$l_2$ (mm)	$l_3$ (mm)	$l_4$ (mm)		$t_{fix}$ (mm)		p (mm)
					min	max	min	max
M12	17.6	17	40	20	28	223	5	20	3

Table 2. Installation Conditions of Test Anchors

Min. Embedment Depth, $h_{ef}$ (mm)	Min. Hole Depth (mm)	Pulling Fixture Thickness (mm)	Min. thickness of concrete (mm)
80	105	25	160

2.2 CEA의 설계강도

앵커에 하중이 작용하면 앵커와 콘크리트는 여러 가지의 유형으로 파괴된다. 확장앵커가 설치된 콘크리트의 파괴모드는 주로 콘크리트 원추형 파괴(concrete cone failure), 뽑힘파괴(pull-out failure), 할렬파괴(splitting failure)로 구분된다. 앵커의 강도 계산식은 재료 특성, 설치 조건, 파괴모드 등 다양한 매개변수를 고려하여 유도된 것이다. 앵커 콘크리트의 파괴강도(breakout strength)를 계산하기 위하여 기존에는 45° 원추방법(45-degree cone method)이 주로 사용되었다. 그러나 이 방법은 복수 앵커가 배치되어 파괴면이 겹치는 경우에는 투영 면적의 산정이 번거롭고, 묻힘깊이에 따라 강도를 과소 또는 과대평가하는 문제점이 있다.

이를 보완하여 콘크리트 설계기준은 파괴역학에 근거한 콘크리트 성능설계법(Concrete Capacity Design, CCD)을 제시하고 있다. CCD 방법은 콘크리트 파괴 형상을 앵커 단부에서 35° 각도의 프리즘(prism) 형태로 가정하고, 콘크리트 강도 산정의 기초가 되는 투영면적은 앵커 중심에서 묻힘깊이($h_{ef}$)의 1.5배, 즉 1.5$h_{ef}$씩 떨어진 정사각형 면적으로 간주한다(ACI 349, 2024). 앵커의 인장설계를 위하여 3가지 강도 즉, 앵커 강재의 인장강도, 콘크리트 파괴강도 및 앵커의 뽑힘강도에 대한 요건을 만족하여야 한다. 후설치 확장앵커의 경우에는 강재 강도나 뽑힘강도보다는 콘크리트 파괴강도가 더 낮으므로 콘크리트 파괴강도가 설계를 지배한다. 인장하중을 받는 단일 확장앵커의 공칭 콘크리트 파괴강도($N_{cb}$)는 ^{ACI 349(2024)}에 따라 Eq. (1)로 계산한다.

(1)

$N_{cb}=\dfrac{A_{N}}{A_{NO}}\Psi_{ed,N}\Psi_{c,N}\Psi_{cp,N}N_{b}$

(2)

$\Psi_{ed,N}= 1.0$ (if $c_{a,\min}\ge 1.5 h_{ef}$, otherwise $\Psi_{ed,N}= 0.7+0.3\dfrac{c_{a,\min}}{1.5h_{ef}}$)

(3)

$\Psi_{c,N}=1.4$ for post-installed anchors

(4)

$\Psi_{cp,N}=1.0$ (if $c_{a,\min}\ge c_{ac}$, otherwise $\Psi_{cp,N}=\dfrac{c_{a,\min}}{c_{ac}}\ge\dfrac{1.5h_{ef}}{c_{ac}}$)

여기서, $A_{N}$는 콘크리트 파괴면의 투영면적(mm²), $A_{NO}$는 가장자리에서 떨어진 단일 앵커의 파괴면의 투영면적(mm²), $\Psi_{ed,N}$는 가장자리의 영향을 보정하는 계수, $\Psi_{c,N}$은 균열 콘크리트에 대한 보정계수, $\Psi_{cp,N}$은 균열제어를 철근이 설치되지 않은 비균열 콘크리트에 설치된 후설치앵커의 수정계수, $c_{a,\min}$는 최소 연단거리(mm), $c_{ac}$는 임계연단거리(mm), $N_{b}$는 균열 콘크리트에 설치된 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도(kN)이다.

단일 앵커의 파괴면의 투영 면적, $A_{NO}$과 균열 콘크리트에 설치된 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도, $N_{b}$는 다음 식으로 각각 계산한다.

(5)

$A_{NO}= 9h_{ef}^{2}$

(6)

$N_{b}=k\sqrt{f_{ck}}h_{ef}^{1.5}$

여기서, 계수 $k$는 후설치앵커에 대하여 7(SI 단위)을 적용한다.

Eqs. (1)~(6)에서 보는 바와 같이, 단일앵커의 콘크리트 파괴강도에 가장 큰 영향을 미치는 인자는 콘크리트 압축강도와 매입깊이이다. M12 확장앵커의 콘크리트 파괴강도를 Eq. (1)을 이용하여 계산하고 Fig. 2에 나타내었다. 그림에서 보는 바와 같이, 콘크리트 파괴강도는 앵커의 매입깊이가 클수록 또 콘크리트 압축강도가 클수록 증가한다.

Fig. 2. Concrete Breakout Strength of M12 Anchor

3. 확장앵커의 인발시험

3.1 시험 규정

^{ACI 355.2(2001 & 2019)}는 앵커를 대상으로 하는 인장성능, 전단성능 및 내구성능에 대한 시험프로그램을 제시하고 있다. CEA를 NPP에 사용하는 데 적합한지를 검증받기 위해서는 Fig. 3의 순서도에 보인 시험을 시행하고, 각 성능을 입증하여야 한다. 앵커의 검증시험은 특성시험(identification test), 기준시험(reference test), 신뢰성시험(reliability test), 그리고 사용조건시험(service-condition test)의 4가지로 구분하여 실시한다. ^{ASTM E488(2018)}은 시험체의 제작 방법과 시험 방법에 대하여 구체적으로 기술하고 있다.

Fig. 3. Testing Program for Post-Installed Mechanical Anchors in Concrete ^{(ACI 355.2, 2001)}

3.3 시험체 제작

앵커를 설치하기 위하여 Fig. 4의 설계도와 같이 저강도 비균열 콘크리트 블록을 제작하였다. ^{ACI 355.2(2001 & 2019)}에 따라 시험용 콘크리트 블록은 무근 콘크리트로 설계하고 보강철근은 배근하지 않았다. 콘크리트 블록은 6개를 제작하고, 각 블록에 5개씩의 CEA를 식립하였다. 콘크리트 블록의 크기는 앵커볼트를 인발하기 위하여 설치하는 지그(jig)의 원이 중첩되지 않을 정도로 충분한 간격을 확보할 수 있는 크기로 설계하였다. 지그의 원의 지름은 예상되는 콘크리트 파괴 면보다 더 크게 설계하였다. 각 앵커의 간격과 가장자리 거리(edge distance)는 인접한 파괴 면과 중첩되지 않도록 충분한 간격을 확보하였다.

Fig. 4. Drawing of Concrete Block

이 연구의 콘크리트 배합설계의 목표강도는 18 MPa로 설정하였다. 목표강도를 구현하기 위하여 콘크리트 배합설계에 적용된 재료의 혼합량은 Table 4에 나타내었다. 콘크리트 블록은 동일한 시간에 제작하여 동일한 조건에서 양생하였다. 콘크리트 타설과 동시에 원형 표준공시체를 제작하고, 양생 기간 동안 4차례에 걸쳐 압축강도를 측정하였다. 측정된 원형 공시체의 압축강도를 Table 5와 Fig. 5에 나타내었다. CEA 인발시험은 콘크리트 타설 후 69일째에 시행하였으며, 이때의 평균 압축강도는 23.8 MPa로서 ACI 355.2에서 규정하는 저강도 콘크리트의 범위인 17~28 MPa 이내에 해당한다.

Table 4. Mix Proportion of Concrete Mix Design

Cement (kg/m3)	Water (kg/m3)	Fine Aggregate (Type 2) (kg/m3)	Coarse Aggregate (kg/m3)	Admixture (Type 2) (kg/m3)	Chemical Admixture (kg/m3)
167	176	484/480	851	84/28	1.95

Table 5. Concrete Compressive Strength of Cylinder Specimens

Age (days)	specimen 1	specimen 2	specimen 3	average
22 days	17.3 MPa	16.8 MPa	17.3 MPa	17.1 MPa
28 days	19.9 MPa	20.4 MPa	20.8 MPa	20.4 MPa
42 days	22.5 MPa	22.5 MPa	21.3 MPa	22.1 MPa
69 days (test date)	25.1 MPa	24.8 MPa	21.5 MPa	23.8 MPa

Fig. 5. Variation of Concrete Compressive Strength of Cylinder Specimens

3.4 시험 방법 및 순서

확장앵커는 양생이 끝난 콘크리트 면에 구멍을 천공하고, 확장앵커의 슬리브를 망치로 쳐서 삽입한 후, 볼트를 체결한다. 앵커볼트의 각 제조사는 설치 지침^{(ICC-ES, 2025)}을 통하여 앵커볼트의 설치 단계에 대한 자세한 설명과 주의사항을 제공하므로 이를 참조하여 콘크리트 블록에 앵커를 삽입하였다. 앵커를 삽입하기 전에 앵커를 인발하는 앵커 고정 지그를 먼저 설치하고, 이를 관통하도록 CEA를 설치하였다.

앵커 고정용 지그와 앵커를 설치한 후에는 가력용 지그를 콘크리트 블록 위에 거치하고 유압 액츄에이터를 지그 상단에 장착하였다. Fig. 6에 시험체의 셋업 형태를 나타내었다. 유압 액츄에이터 상하단에는 로드셀(load cell)과 변위계인 LVDT를 설치하고, 데이터 기록장치에 연결하였다. 가력한 하중과 변위 데이터는 0.1초 간격으로 계측하였다. 데이터는 파괴의 발생 이후에 하중이 급격히 감소하는 시점까지 기록하였다.

Fig. 6. Test Set-up for Pullout Test. (a) Set-up Scheme, (b) Image of Test Set-up

시험은 ^{ACI 355.2(2001 & 2019)}에서 규정하는 시험 절차를 적용하여 다음 순서로 진행하였다.

• 1) 앵커 설치 지침에서 지시하는 직경과 깊이로 콘크리트 천공

• 2) 압축공기를 이용하여 구멍 청소

• 3) 앵커 인발용 지그 설치 및 콘크리트에 앵커 삽입

• 4) 토크 렌치를 사용해 앵커볼트를 목표 토크($T_{install}$)로 조임

• 5) 10분 후 토크를 완전히 풀고 목표 토크($T_{install}$)의 50 % 힘으로 다시 조임

• 6) 지그와 유압 실린더 설치

• 7) 단조 증가 인장하중 가력 및 힘과 변위 측정

4. 시험 결과

각 시험에서 얻어진 하중-변위 그래프를 Fig. 7에 나타내었다. 설치토크의 값이 증가할수록 힘-변위 곡선의 연성 구간이 줄어들고 급작스런 파괴의 형태를 보인다. Fig. 7의 계측 자료를 토대로 최대 하중과 파괴모드를 Table 6에 정리하였다. Table 6에서 보는 바와 같이, 동일 토크 수준에 대하여 5개 앵커의 시험에서 계측한 최대 하중의 변동계수(COV)는 4.3~8.8 %로서 ASTM E488에서 규정하는 최소 시험 수량 기준에 부합한다. 이는 5개 앵커의 시험만으로 충분히 신뢰할 수 있는 시험 결과를 얻었음을 의미한다.

Fig. 7. Load-displacement Curves. (a) Test Case #1, (b) Test Case #2, (c) Test Case #3, (d) Test Case #4, (e) Test Case #5, (f) Test Case #6

Table 6의 파괴모드에서 P는 뽑힘파괴를 의미하고, C는 콘크리트 파괴를 의미한다. 이번 연구의 모든 시험에서 발생한 파괴모드는 콘크리트 파괴이다.

CEA의 설치토크 값이 40 N·m에서 160 N·m로 4배 증가했을 때, 평균 인장하중은 45.51 kN에서 54.91 kN으로 약 20 % 증가하였다. CEA의 콘크리트 파괴에 도달하는 인장하중은 설치토크가 클수록 증가하는 경향을 보였으며, 파괴모드도 변화하였다. 표준토크의 2/3 수준(67 %)으로 조여진 앵커는 표준토크인 경우에 비하여 약 7.7 % 정도 낮은 파괴강도를 보였다. 이것은 CEA의 제조사가 권고하는 표준토크 이하로 앵커를 설치할 경우에는 앵커의 성능이 감소될 수 있음을 의미한다.

한편, 이 실험에서 앵커의 묻힘깊이는 80 mm로 설정하였다. 이 묻힘깊이에서 콘크리트 강도 21 MPa인 경우에 앵커의 공칭강도는 Fig. 2에서 보는 바와 같이, 32.13 MPa이다. 반면에, 21 MPa 강도의 콘크리트 블럭에서 앵커의 시험을 통하여 확인된 파괴강도는 표준토크로 체결된 경우에 49.32 MPa로서 공칭강도의 1.54배에 해당한다. 표준토크보다 적은 67 %인 토크로 체결된 앵커볼트의 시험에서 기록된 파괴강도는 45.31 MPa로서 공칭강도의 1.41배에 달한다. 이것으로 확장앵커의 설계식이 충분히 보수적임을 확인할 수 있다.

Fig. 8. Failure Modes. (a) Failure Circle, (b) Pull-out Then Concrete Breakout, (c) Concrete Breakout, (d) Concrete Breakout Then Pull Out

시험에서 확인된 파괴 형상을 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 8의 그림 (a)에서, 콘크리트 파괴 원은 인접한 파괴 원과 중첩되지 않는 것을 알 수 있다. Fig. 8의 (b)와 같이, 앵커의 뽑힘이 시작된 후, 콘크리트 파괴로 이어지는 경우에 콘크리트 파괴 프리즘의 각도는 약 20°이다. 반면에 Fig. 8(c)와 같이, 앵커의 인발을 동반하지 않고, 콘크리트 파괴가 직접 발생할 때 파괴 프리즘의 각도는 약 35°로 확인되었다. 콘크리트 콘파괴가 발생할 때의 파괴면의 각도는 CCD 설계법에서 가정한 파괴면의 각도인 35°와 동일하다는 것을 알 수 있다. 상대적으로 낮은 설치토크인 40~60 N·m의 토크로 체결된 확장앵커가 인발을 동반한 콘크리트 파괴로 이어졌으며, 설치토크 80 N·m 이상에서는 콘크리트 파괴가 직접 발생하였다.

인발을 동반한 콘크리트 파괴의 파괴면의 각도가 직접적인 콘크리트 파괴의 경우보다 더 작은 것은 초기에 마찰력의 부족으로 앵커의 뽑힘이 시작되고 어느 정도 인발이 진행되고 난 이후에 콘크리트의 파괴면이 생성되기 때문이다. 한편, 권장값 대비 200 % 이상의 과도한 토크로 체결된 앵커는 설치 단계에서 일부 앵커볼트의 슬리브가 파손되어서 앵커를 풀었다 재체결하는 것이 불가능한 경우가 발생하였다. 이를 대비하여 설계 시방서는 확장앵커 설치토크의 한계에 대한 규정을 제시할 필요가 있다.

시험에서 얻어진 최대 인장하중의 크기를 설치토크의 수준에 따라 그래프로 작도하면, Fig. 9와 같은 경향을 보인다. 각 시험의 종류별로 얻어진 최대 인장하중의 평균($P_{mean}$) 값은 설치토크의 수준이 증가함에 따라 약간 증가하는 경향을 보인다. 표준토크의 67 % 수준의 낮은 토크 값으로 체결된 앵커는 표준토크로 체결된 경우에 비하여 약 8 % 정도 적은 인장성능을 보인다. 반면에 표준토크의 100~200 % 범위의 토크 값으로 설치한 앵커는 표준토크로 체결된 앵커와 유사한 인장성능을 보인다. 그리고, 표준토크의 267 %의 토크로 체결된 앵커볼트는 표준토크의 인장성능보다 11 % 정도 더 큰 인장성능을 보인다. 이로써, 낮은 토크로 체결된 확장앵커는 높은 토크로 체결된 확장앵커에 비하여 인장성능이 떨어진다는 것을 알 수 있다. 이것은 낮은 토크로 체결된 확장앵커는 앵커 주변 마찰력의 감소로 인하여 파괴시 앵커의 인발이 먼저 시작된 후 콘크리트 콘파괴로 이어지기 때문이다. 한편, 표준토크 이상으로 체결된 확장앵커는 표준토크로 체결된 확장앵커와 동등 이상의 강도 성능을 확보할 수 있음을 알 수 있다.

Fig. 9. Variation of Tensile Loads according to Torque Level

5. 결 론

이 연구에서는 M12 규격의 후설치 콘크리트 확장앵커를 비균열 저강도 콘크리트에 설치하여 인발시험을 실시하였다. 특히, 확장앵커의 설치토크 즉, 체결력의 크기에 따라 동일한 조건의 시험을 수행하고, 설치토크의 수준에 따른 확장앵커의 인장성능의 변화를 분석하였다. 실험결과를 토대로 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 인장하중에 의해서 후설치 콘크리트 확장앵커에 발생하는 파괴모드는 콘크리트 파괴이다. 표준토크의 67~167 %의 토크로 설치된 확장앵커는 앵커볼트의 뽑힘이 시작된 후 콘크리트 파괴로 이어졌으며, 표준토크의 200 % 이상의 힘으로 체결된 확장앵커는 앵커가 인발되기 전에 콘크리트 파괴가 발생하였다.

(2) 설치토크가 증가할수록 앵커의 인장성능이 향상되는 경향을 보였으나, 그 효과는 설치 토크 값의 증가량에 비해 크지 않은 것으로 나타났다. 표준토크보다 적은 힘(67 %)으로 체결되거나 큰 힘(267 %)으로 체결된 확장앵커는 표준토크로 체결된 경우에 비하여 각각 7.7 % 적거나 11.3 % 정도 큰 파괴강도를 발휘한다.

(3) 제조사가 권고하는 표준토크 이상으로 설치된 M12 확장앵커의 파괴강도는 ACI 349 설계기준에서 제시하는 공칭강도에 비하여 약 1.54배 이상의 성능을 보였으며, 표준토크의 2/3(67 %)의 힘으로 체결된 앵커볼트의 경우에도 앵커볼트의 인장성능은 공칭강도의 약 1.41배 정도이다.

(4) 콘크리트 파괴 시에, 앵커의 뽑힘이 먼저 시작되고, 콘크리트 파괴로 이어지는 파괴모드에서 파괴 프리즘의 각도는 20° 정도이고, 앵커의 인발을 동반하지 않은 콘크리트 파괴에서 파괴 프리즘의 각도는 35° 정도로 측정되었다. 이 실험결과는 CCD 설계법에서 가정한 콘크리트 파괴면의 각도인 35°와 동일하다.

(5) 확장앵커의 설치토크 값에 따라 앵커의 인장성능이 변할 수 있으며, 특히 과도한 토크(권장값 대비 200 % 이상)를 적용하면, 앵커의 설치 단계에서 앵커볼트의 슬리브가 파손되는 경우가 발생하므로, 시방서는 확장앵커의 설치토크의 한계에 대한 관리 기준을 설정할 필요가 있다.