1. 서    론

철선트러스 중공슬래브는 기성 ‘트러스 데크’에 중공형성체를 삽입하는 슬래브로, 중공슬래브의 자중 저감 뿐 아니라 공장 제작되는 데크플레이트의 장점도 더하여진다. 본 연구대상인 탈부착형 데크플레이트를 이용한 철선트러스 중공슬래브에 대하여 Jung and Choi(2017)는 휨강도 산정에 대한 현행 설계기준식 적용이 적합함을 검증하였고, Cho et al.(2018)은 중공형성체와 전단 경간비에 따른 철선트러스의 영향을 평가하여 철선트러스 방향의 전단 강도 산정식을 제안한 바 있다.

철선트러스 중공슬래브는 래티스 철선 사이에 중공형성체를 끼워넣어 고정시키기 때문에 중공체가 장방형체로 고안되어 양축으로 비대칭적이다. 선행연구 등에 따르면 중공슬래브는 중공률뿐 아니라 중공체의 형상이나 배치방향이 전단성능을 결정하는 주요변수가 된다(Chung et al. 2011; 2012; Joo et al. 2011). 또한, 중공슬래브 래티스 철선이 콘크리트에 완전 매입되지 않기 때문에 콘크리트 양생 후에도 철선트러스의 역학적 성격은 중공슬래브 양축방향으로 다를 것이 예상된다.

따라서 본 연구는 ‘선조립 철선트러스를 이용한 중공슬래브의 1방향 전단 강도에 대한 실험적 연구(Cho et al. 2018) ‘의 후속 연구이며, 비대칭의 중공형성체를 사용하여 양축의 방향으로 전단 강도에 대한 위험단면의 형태가 다른 중공슬래브의 양축방향 전단성능을 실험결과에 기초하여 비교‧평가하고자 한다.

전단성능은 강도, 연성 및 변형 저항능력 등으로 평가될 수 있으며, 본 연구는 부재의 복부에 중공체와 철선트러스가 삽입되어 단면이 균질하지 않은 철근콘크리트 중공슬래브의 실험적 연구로써 부재의 최대 전단 강도, 변위 연성 및 전단 변형 검토를 통하여 중공슬래브의 전단성능을 평가하기로 한다.

2. 철선트러스 중공슬래브

2.1 중공슬래브 특성

Fig. 1과 같은 탈부착형 삼각트러스 데크를 이용한 중공슬래브는 콘크리트 타설 중 중공형성체의 부력에 의한 떠오름 방지와 위치고정 및 회전방지를 위하여 Fig. 2와 같이 중공형성체를 철선트러스 데크플레이트의 래티스 사이에 앞‧뒤 돌기가 맞닿도록 끼워 넣고, 상현재 철선을 이용하여 스페이서로 고정하였다. 데크플레이트의 강판은 콘크리트 양생 후 탈착이 가능하며, 시공하중을 지지하는 철선트러스의 래티스 간격은 사인장 균열을 45°로 가정하여 균열면에 적어도 1개의 보강근이 지나도록 규정한 최대 전단 보강근의 간격을 초과하고 유효춤(d)보다는 작게 배치되었다.

2.2 중공슬래브 양축의 방향으로 전단 위험단면

철선트러스 중공슬래브의 전단에 대한 위험단면은 Fig. 3과 같이 철선트러스 방향의 위험단면과, 철선트러스와 직교한 방향의 위험단면이 다르게 형성된다. Fig. 3(b)와 같이 철선트러스 방향의 전단 위험단면은 중공체 사이에 상‧하부 콘크리트 판을 연결해주는 콘크리트 유효폭이 존재하고, 래티스 철선은 전단 응력 전달 방향으로 연속되며 슬래브 복부에서 중공형성체 고정체로 사용되기 때문에 철선이 콘크리트에 완전히 매입되지 않았다. 철선트러스에 직교한 방향의 전단 위험단면은 Fig. 3(c)와 같이 상‧하부 콘크리트 판이 분리되었으며, 전단 응력 전달방향으로 래티스 철선도 연속되지 않는다.

2.3 중공형성체 특성

상‧하부 철선의 피복두께 확보를 위해 곡률반경을 적용하고 중공형성체 간격을 유지하기 위해 앞·뒤 돌기가 형성된 중공률 32.8 %의 중공형성체는 철선트러스 사이에 삽입할 수 있도록 직육면체를 기본형으로 한다(Jung and Choi 2017; Cho et al. 2018). 중공형성체의 단면에 대한 주요 형태 및 곡률은 Fig. 4에 나타냈으며, 재료 및 단면은 Table 1과 같다.

Table 1 Properties of void sphere

Material	Width (mm)	Length (mm)	Height (mm)	X-dir. (mm2)	Y-dir. (mm2)
Styrofoam (EPS)	160	240	145	20768.1	35962.8

3. 실험 계획 및 수행

3.1 변수 선정 및 실험체 계획

전단 위험단면의 특성이 다르고 전단 저항 메커니즘도 같지 않을 것으로 예상되는 중공슬래브의 양단면 전단성능을 비교하기 쉽지 않아 기존의 전단 보강되지 않은 휨재의 연구를 참조하기로 한다. 전단 보강되지 않은 휨재의 전단 저항 메커니즘은 전단 경간비( $\frac{a}{b}$)에 따라서 아치작용과 보작용으로구분되어 그 전단 내력이 크게 다른 것으로 평가되며(Kani 1966), 전단 파괴 형태는 깊은보 거동, 전단압축 및 전단인장 파괴 그리고 사인장 파괴로 구분될 수 있다(Leonhardt 1965). 또한 트러스 데크의 래티스 철선 간격이 양축방향으로 동일하여 철선과 콘크리트가 일체화 된다면 솔리드 슬래브는 철선트러스와 수평 또는 직각의 방향으로 래티스 철선의 전단 보강 효과가 같을 것으로 예상된다. 따라서 실험체의 구성은 파괴양상 변화의 기준이 되는 전단 경간비와 현실적인 배근량을 고려하여 Table 2 및 Fig. 5와 같이 전단 경간비 약 2.7, 휨 철근비( $\rho$) 약 0.8%의 철선트러스 솔리드 슬래브와 중공형성체 양축의 방향으로 전단거동이 지배적인 중공슬래브로 총 3개의 실험체를 구성하였다.

Table 2 Properties of specimens

Specimen	fck (MPa)	fy (MPa)	Length (mm)	Width (mm)	Height (mm)	Effective depth (mm)	Shear span to depth ratio	Reinforcement		Reinforce- ment ratio (%)	Lattice
								Top	Bottom
1S-SX-2.6	24	500	3600	1200	250	225	2.67	6-D10 + 12-HD13	12-D10 + 12-HD13	0.88	2-Ø6 @200
1S-VX-2.6							2.67
1S-VY-2.7						215	2.76	6-HD10 + 12-HD13	18-HD13	0.92
D: steel-wire deformed, HD: steel-rebar deformed, Ø: steel-wire rounded

3.2 실험체 설계

1방향 전단 실험체의 설계는 KCI(2012)의 전단 보강된 부재의 콘크리트 구조설계식을 수정하여 식 (1)∼(3)에 따라 예상 전단 강도를 산정하였다.

$V_n=V_c+V_{lat}$  (1)

$V_c=0.17\sqrt{f_{ck}}{A}_e$  (2)

$$\begin{gathered} V_c=A_{lat.}{f}_{\upsilon y}\sin \alpha \\ \left(\frac{d}{2}<s=200mm<d\right) \end{gathered}$$  (3)

여기서, A_e: 유효단면(b·d - void section, mm²) A_lat: 래티스 철선의 전단면적(mm²) $f_{\upsilon y}$: 래티스 철선의 항복강도(MPa) a: 주인장 보강근에 대한 래티스 철선 경사(˚)

주인장 보강근과 래티스 철선의 하중-변형률을 확인하기 위하여 Fig. 6과 같이 하부의 주인장 보강근 및 반력힌지와 하중 재하점 사이의 래티스 철선에 스트레인게이지를 설치하였다. 실험체는 28일 양생이 끝나고 데크플레이트 하부 볼트를 풀어내어 강판을 탈착하였다.

3.3 재료시험 결과

실험체의 제작에 사용된 콘크리트는 설계기준 압축강도 24 MPa로, 제작시 사용된 배합비는 Table 3과 같다. KS F 2405(KSA 2010)에 따라 총 9개의 지름 100 mm, 높이 200 mm의 원통형 공시체를 제작하였으며, 실험체와 동일한 조건으로 양생하여 Fig. 7과 같이 압축강도 시험을 실시하였다. 콘크리트 슬럼프 평균값은 120 mm이며, 슬래브 전단 시험 직전에 실시한 공시체의 평균압츅강도는 크기효과를 반영하여 24 MPa로 설계기준 압축강도와 동일하다.

Table 3 Mix proportion of concrete

Design strength (MPa)	W/C (%)	S/a (%)	Unit weight (kg/m3)
			W	C	S	G	Admixture
24	48	47	168	298	414	338	2.11

철선트러스 데크의 철선은 KS D 3552(KSA 2014), 철근은 KS D 3504(KSA 2016)에 규정된 것이 사용되었으며, KS B 0801(KSA 2007), KS B 0802(KSA 2008)에 따라 인장시험을 실시한 결과는 Table 4 및 Fig. 8과 같다.

Table 4 Results of the reinforcement test

Reinforcement	Nominal strength (MPa)	Yield strength (MPa)	Tensile strength (MPa)	Elongation (%)
Ø6	500	503.4	618.3	20.0
D10	500	562.5	660.1	8.6
HD10	500	524.0	664.8	12.6
HD13		556.7	646.6	13.2

3.4 실험체 가력 및 계측

실험은 Fig. 9와 같이 단순지지 조건으로 2점 가력한 하중이 부재 폭 1.2 m에 선하중으로 분포되도록 하였다. 반력힌지를 양 단부에서 150 mm 떨어진 부분에 위치시키고 반력힌지로부터 600 mm 위치에서 가력하였다. 2,000 kN의 엑츄에이터로 0.015 mm/s의 속도로 변위를 제어하며 하중을 재하 하였으며, 하중은 엑츄에이터에 부착된 로드셀(Load cell), 처짐은 실험체 하부에 설치된 LVDT를 사용하여 측정하였다. 반력힌지와 하중 재하점 사이 슬래브의 전단 변형을 평가하기 위해 대각모양으로 LVDT를 설치하여 변위를 측정하였다.

4. 실험결과 및 분석

4.1 부재의 균열양상 및 파괴형태

4.1.1 1S-SX-2.6(철선트러스 방향 솔리드 슬래브)

중공체가 설치되지 않은 철선트러스 방향 단면의 실험체 1S-SX-2.6은 하중이 가해짐에 따라 중앙부에 초기 휨 균열이 발생 후 Fig. 10(a)와 같이 실험체 반력힌지와 하중 재하점을 잇는 굵은 전단 균열이 발생하였으며, 다수의 균열로는 발전하지는 않았다. 최대하중 이후 주인장 보강근의 항복과 함께 전단 균열이 휨에 대한 콘크리트 압축대와 연결되어 상부 부착 파괴 및 하중 재하점 근처에서 콘크리트 압괴와 함께 휨-전단 파괴의 형태를 보여준다.

4.1.2 1S-VX-2.6(철선트러스 방향 중공슬래브)

중공체가 삽입된 실험체 철선트러스 방향 단면의 1S-VX-2.6은 초기 발생한 휨 균열이 크게 진행되지 못하고 Fig. 10(b)와 같이 래티스 철선과 거의 관계없이 전단 균열이 망상으로 발생하였으며, 균열의 간격과 주인장 보강근에 대한 대표적인 전단 균열 각도를 확인하기 어렵다. 상부 주인장 보강근에 부착 파괴형태를 보이며 전단 피괴되었다.

4.1.3 1S-VY-2.7(철선트러스와 직교한 중공슬래브)

철선트러스와 직교한 방향 단면의 중공슬래브인 1S-VY-2.7은 Fig. 10(c)와 같이 실험체 중앙부에서 중공형성체 삽입으로 인한 콘크리트의 가장 얇은 단면에 수직으로 초기 휨 균열이 발생하였으며, 반력힌지와 하중 재하점 사이에 발생한 전단 균열도 중공형성체 중앙부를 지나가는 것이 일반적으로 나타났다. 파괴형태는 실험체 상부 보강근의 부착 파괴와 함께 슬래브 복부의 콘크리트 압괴현상도 나타나는 것이 특징적이다.

4.2 하중-변위 관계 및 변위 연성

4.2.1 하중-변위 관계

Fig. 11에서와 같이 철선트러스 방향 단면의 슬래브 1S-SX-2.6의 최대하중은 746.2kN으로 솔리드 슬래브 공칭강도 1.66배, 1S-VX-2.6은 1.34배이며, 철선트러스와 직교한 단면의 중공슬래브 1S-VY-2.7은 0.79배로 철선트러스 방향에 따라 격차가 크게 나타났다.

4.2.2 변위 연성

변위 연성은 항복이 발생했을 때의 변위에 대한 탄성이후의 끝점에 이르는 변위의 비로 다음과 같이 나타낸다(Park and Paulay 1975).

${\mu }_d=\frac{{∆}_u}{{∆}_y}$  (4)

따라서 항복변위()와 극한변위()의 정의가 명확히 정의되어야 할 것이다. Fig. 11과 같이 각 부재의 하중-변위 곡선의 형태가 다르고 취성적인 전단지배 부재이기 때문에 Fig. 12와 같이 Park(1989)의 등가 탄소성항복과 최대 하중점에 따라 그 변위를 결정하기로 한다.

Table 5와 같이 실험체 1S-SX-2.6, 1S-VX-2.6의 항복하중에 대한 최대하중의 비는 약 1.09배, 변위 연성은 약 1.2∼1.3이며, 철선트러스와 직교한 단면의 실험체 1S-VY-2.7의 항복하중 대비 최대하중이 1.11일 때 변위 연성은 1.66으로 철선트러스 방향의 중공슬래브와 비교할 때 최대하중 절대값은 작지만 변위에 대한 연성은 큰 것으로 나타났다.

Table 5 Test results

Model	Pcr (kN)	Py (kN)	Pu (kN)	δy (mm)	δu (mm)	$\frac{P_u}{P_{u,solid}}$	$\frac{P_u}{P_y}$	${\mu }_d$
1S-SX-2.6	470.6	686.9	746.2	34.68	46.72	1.00	1.09	1.30
1S-VX-2.6	225.1	555.0	602.0	25.40	30.50	0.81	1.08	1.20
1S-VY-2.7	230.0	318.3	354.0	19.30	32.06	0.47	1.11	1.66
The results are not excluding self weight

4.3 래티스 철선 및 주인장 보강근의 하중-변형률

래티스 철선의 하중-변형률 곡선은 Fig. 13과 같이 모두 다른 형태로 나타난다. 중공체가 삽입되지 않은 실험체 1S-SX- 2.6은 슬래브 초기 전단 균열 발생 후 균열 폭이 증가할 때 철선의 인장 하중-변형률은 거의 수평으로 나타난다. 중공슬래브 실험체 1S-VX-2.6은 초기 전단 균열 발생 후 하중과 철선의 변형률이 함께 증가하며, 실험체 1S-VY-2.7은 초기 전단 균열 하중 이후 철선의 변형이 수평으로 짧게 증가다 멈추고 또다시 최대하중에서 수평으로 변형한다. Fig. 3 및 Fig. 13으로 모든 실험체의 래티스 철선과 콘크리트는 부재 복부에서 일체화하여 거동하지 않는 것을 알 수 있다.

Fig. 14와 같이 반력힌지와 하중 재하점 사이의 주인장 보강근의 변형률은 초기 전단 균열이 발생하지 않는 동안 휨모멘트 크기에 따라 증가하였다. 초기 전단 균열 발생 이후 휨모멘트가 발생하지 않는 L-1지점에서도 변형률이 발생하였으며 이는 주인장 보강근의 장부효과가 발생된 것으로 판단된다. 단면의 손실이 없는 솔리드 슬래브는 같은 하중 조건에서 중공슬래브에 비하여 보강근의 변형도 더 크게 나타나며, 양축방향으로 중공슬래브의 최대하중이 다름에도 불구하고 각 최대하중에 대한 주인장 보강근의 변형률이 같게 나타나는 것은 각 중공슬래브의 최대하중에서 보강근의 최대 인장내력이 같음을 보여준다.

4.4 슬래브의 전단 변형

슬래브의 전단 변형을 평가하기 위하여 Fig. 15와 같이 검토하였으며, 각 실험체의 동일하중에 대한 슬래브 전단 변형은 Fig. 16과 같이 1S-VY-2.7>1S-VX-2.6>1S-SX-2.6순서로 나타난다. 슬래브의 전단 변형 발생 후 최대하중에 도달하기까지 실험체 1S-VX-2.6이 약 430 kN으로 실험체 1S-VY-2.7의 약 250 kN보다 크지만 Table 5와 같이 1S-VY-2.7이 더 연성적으로 나타나는 것은 Fig. 11과 같이 실험체 1S-VY-2.7의 하중-변위 곡선의 최대하중 마루가 평평하기 때문이며, 이는 같은 하중이 작용할 경우 변위가 더 크게 발생하고 연성적인 비렌딜 트러스 효과가 있는 것으로 검토된다.

4.5 래티스 철선의 전단성능 기여도 평가

Table 6과 같이 철선트러스 솔리드 슬래브에 대한 각 방향의 중공슬래브 면적비와 초기 전단 균열 하중비를 확인한 결과, 양축방향의 중공 슬래브 면적비는 10 % 정도 차이나지만 최초 전단 균열 하중비는 약 48 %로 비슷하게 나타난다. 따라서 철선트러스 중공슬래브의 전단 내력은 중공률뿐 아니라 중공체 형상과 배치 등 여러 요소에 따라 영향을 받는 것이 확인된다. 실험체 1S-SX-2.6의 래티스 철선이 Fig. 13(a)와 같이 초기 전단 균열 이후 균열폭이 증가할 때 하중증가 없이 변형률만 증가하는 것은 철선의 부착성능이 떨어지는 것으로 검토하고 중공슬래브의 복부에서 래티스 철선이 콘크리트에 완전 매입되지 않는 점을 고려할 때, 콘크리트 단면에 의한 전단 강도 산정에 초기 전단 균열 하중비를 철선트러스 중공슬래브의 유효단면적비로 적용하는 것이 합리적으로 판단된다. 따라서 Table 7과 같이 초기 전단 균열 하중비에 의한 유효단면적비를 적용한 공칭강도와 실험결과를 비교하였다.

Table 7 Comparison of results and nominal shear strengths

Specimen	ρ (%)	d(mm)	$\frac{a}{b}$	Effective area ratio	Vu (kN)	Vcr (kN)	Vu-Vcr (kN)	Vc (kN)	Vlat. (kN)	$\frac{V_{cr}}{V_c}$	$\frac{V_u}{V_c}$	$\frac{V_u-V_{cr}}{V_{lat.}}$
1S-SX-2.6	0.88	225	2.67	-	385.0	247.2	137.8	224.9	159.0	1.10	1.71	0.87
1S-VX-2.6	0.88	225	2.67	0.48	309.2	120.7	188.5	107.9	159.0	1.11	2.86	1.18
1S-VY-2.7	0.92	215	2.76	0.49	185.1	123.0	62.1	105.3	159.0	1.17	1.75	0.39
Vc and Vlat. are calculated by equation (2)~(3) applying the effective cross-sectional area ratio and the results of material tests.

Table 6 Effective cross-sectional area ratios

Specimen	Shear span to depth ratio	Section area (mm2)	$\frac{A_{\epsilon }}{b·d}$	$\frac{P_{cr}}{P_{cr,solid}}$
1S-SX-2.6	2.67	270,000	-	-
1S-VX-2.6		145,392	0.54	0.48
1S-VY-2.7	2.76	114,149	0.44	0.49

각 슬래브의 유효단면적에 대한 콘크리트 전단공칭강도에 대한 초기 전단 균열 하중비는 약 1.1 정도로 비슷하지만, 최대 전단하중비는 실험체 1S-SX-2.6은 1.71, 1S-VX-2.6은 2.86 그리고 1S-VY-2.7은 1.75로 차이가 크게 나타난다. 식 (3)을 적용한 래티스 철선의 전단 내력과 을 비교할 때, 래티스 철선의 하중-변형률이 가장 큰 실험체 1S-SX-2.6보다 1S-VX-2.6 그 비율이 1.18로 더 크고 1S-VY-2.7은 0.39에 불과하다. 따라서 래티스 철선에 의한 전단 강도 증가는 철선트러스 방향의 중공슬래브에 가장 효과적인 것으로 평가된다.

5. 결    론

본 연구는 철선트러스를 이용한 중공슬래브 양축의 방향으로 1방향 전단성능을 평가하기 위하여 철선트러스 솔리드 슬래브와 각 방향 철선트러스 중공슬래브의 실물크기 실험체를 제작하여 실험을 수행하였으며, 이에 의한 결과 및 분석 내용은 다음과 같다.

1) 철선트러스 방향의 중공슬래브는 솔리드 슬래브의 공칭강도 이상을 확보하지만 철선트러스와 직교한 방향의 중공슬래브의 최대강도는 78 %정도이다.

2) 철선트러스 슬래브와 양축의 방향 중공슬래브는 부재 복부에서 래티스 철선이 콘크리트와 일체화하여 거동하지 않아 철선은 콘크리트 부재의 경사스터럽이 아닌 트러스의 웨브재로써 전단 강도 증가에 효과가 있는 것으로 판단된다.

3) 철선트러스 방향의 중공슬래브는 래티스 철선에 의한 전단 강도 증가의 효과가 있는 것으로 평가되며 슬래브 복부 중공에 의한 슬래브 전단 변형은 증가되지만, 철선트러스와 슬래브 중공에 의한 변위 연성의 증가는 확인되지 않는다.

4) 철선트러스와 직교한 방향의 중공슬래브는 래티스 철선에 의한 전단 강도 증가 효과는 크지 않으며, 래티스 철선이 중공슬래브의 비렌딜 트러스의 효과를 키워 부재의 변위 연성을 증가시키는 것으로 검토된다.