2.1 실험변수

제안된 PC 슬래브의 구조성능을 살펴보기 위하여 총 11개의 실험체에 대하여 단순지지 슬래브의 단조가력 실험을 수행하였다. 실험변수와 실험체 상세는 Table 1과 Fig. 2에 나타냈다. 주요 실험변수로는 슬래브 댑단부 형상(DHS, MMS, DRS), 휨철근비(2-ϕ12.7 혹은 3-ϕ12.7 강연선), 댑단부 전단보강 여부, 전단경간비(전단실험은 2.6~6.0, 휨실험은 12 혹은 16)를 고려하였다.

슬래브 댑단부 형상은 DHS, MMS, DRS를 고려하였으며, 실험체 상세는 Fig. 2와 같다. MMS 실험체 댑단부 크기를 최적화하여 축소하였고, DHS 실험체는 댑단부에서 하중전달 경로상 불필요한 PC 영역을 삭제하여 PC 슬래브 크기를 최적화하였다. DHS와 MMS 실험체는 시공단계에서 전단보강근이 상부(현장타설 콘크리트)에 정착되지 않기 때문에 시공단계 실험체 제작 시에는 전단보강근을 제외하였다. DRS 실험체는 댑단부 전단저항 확보를 위해 Fig. 2(c)와 같이 댑단부 크기를 확대하고 시공단계에서도 단부 전단에 저항하기 위하여 U형 스터럽 2가닥을 PC 슬래브 내에 정착시켰다. 슬래브 전단철근으로 사용한 J형 전단강보강근도 PC 슬래브 내에 정착시켰다.

휨철근으로는 1,860 MPa급 12.7 mm 7연선 강선(SWPC 7BL)을 사용하였다. 전단 실험체에는 1가닥씩 2단으로 배치하였고 휨 실험체에는 2단 혹은 3단으로 배치하였다. 강연선 중심 간 거리는 50 mm로 배치하였다.

전단보강되지 않은 댑단부의 전단성능을 평가하기 위하여 DHS와 MMS 실험체는 단부에 전단철근을 보강하지 않았다. 그에 반해, DRS 실험체는 PCI 기준(PCI 2017)⁽¹³⁾에 따라 단부에 전단보강을 하여 전단철근의 영향을 살펴보았다. DRS-S1과 DRS-S2 실험체는 Fig. 2(c)의 DRS-F 실험체의 양단부로 Fig. 2(d)에 나타낸 실험세팅으로 댑단부 전단실험을 수행하였다. DRS-F 실험체는 중앙부 휨균열에 의해 휨항복 파괴가 발생하여 댑단부에는 균열이나 변형이 발생하지 않았기 때문에 PC 슬래브 양단부를 전단실험체로 사용하였다.

휨 실험체는 실제 PC 슬래브 길이인 7~8 m로 제작되어 전단경간비 $a/d$는 12 혹은 16으로 계획하였다. 전단 실험체는 댑단부 전단성능을 살펴보기 위하여 전단경간비를 2.6~6.0으로 감소시켰다. 여기서 전단경간 $a$는 가력점과 지점사이의 거리이다.

2.2 실험체 설계 및 제작

본 연구에 사용된 실험체는 시공하중 단계에서 단순지지 상태인 PC 슬래브로 설계하였다. 현장 타설 콘크리트가 타설되기 전의 PC 슬래브는 Fig. 2와 같이 웨브 하단부에 $\phi$12.7 강연선 2가닥 혹은 3가닥을, 상부 플랜지에는 D16 철근과 와이어 매쉬를, 댑단부 하부는 휨철근 2D13을 배근하였다. MMS 실험체는 댑단부 형상에 따라 4-D10 휨철근이 추가로 배근되었다(단면 A-A').

전단저항을 위해 DHS와 MMS 실험체에 사용되는 래티스(lattice) 철근과 스터럽은 시공단계에서는 상부 현장타설콘크리트에 정착되지 않기 때문에 PC 슬래브 실험체 제작 시 제외하였다. 댑단부가 보강된 DRS 실험체는 추가로 보강된 U형/J형 스터럽을 비롯하여 상부 콘크리트에 정착되는 모든 전단철근도 함께 배근하여 실험체를 제작하였다(Fig. 2(c) 참고).

단면형상은 Fig. 2와 같이 중앙부 T형 단면(B-B’단면)에서 댑단부(A-A’)로 갈수록 형상이 달라진다. PC 슬래브의 중앙 리브 단면의 경우 T형으로 플랜지 폭은 1,000 mm이고 깊이는 45 mm이며, 웨브 깊이는 290 mm이고 폭은 상부 140 mm, 하부 100 mm로 아래로 갈수록 좁아지는 형상이다. 댑단부는 DHS의 경우 폭 350 mm인 플랜지의 깊이가 95 mm로 증가하고, MMS의 경우 플랜지 깊이가 140 mm로 증가한다. 현장타설 콘크리트 깊이는 80 mm로 본 연구의 시공단계 실험체에서는 제외하였다.

실험체 제작은 철재 거푸집을 사용하였고, PC 슬래브 제작 시 사용된 강연선은 극한강도의 65 %까지 인장력을 가하였고, 타설 후 콘크리트 압축강도가 설계압축강도의 75 % 이상(30 MPa)이 되었을 때 강연선을 절단하였다.

2.3 재료강도

PC 슬래브 실험체에 사용된 콘크리트(공칭강도 40 MPa)의 배합은 Table 2에 나타냈다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403KATS 2019)⁽⁸⁾에 따라 100 mm×200 mm 원주형으로 제작하였고 공시체 3개를 KS F 2405(KATS 2017a)⁽⁵⁾에 따라 압축강도 시험을 수행하였다. 실험 당일 콘크리트 압축강도 $f_{ck}$는 38.2~43.0 MPa이었다.

실험체에 사용된 철근과 강연선의 재료강도는 Table 3에 나타냈다. 철근의 기계적 성질을 평가하기 위하여 KS B 0801(KATS 2017b)⁽⁶⁾의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시편을 제작하였고 KS B 0802(KATS 2018)⁽⁷⁾에 따라 시험하였다. 전단보강근으로 사용된 D10 철근의 항복강도는 528 MPa를 나타냈고, D13과 D16 철근의 항복강도는 각각 460 MPa와 528 MPa를 나타냈다. 강연선은 0.2 % 오프셋 방법을 사용하여 항복응력과 변형률을 정의하였다.

2.4 실험세팅

PC 슬래브 실험체는 Fig. 2(a)~2(c)와 같이 실제 현장에서의 상황과 유사하도록 양쪽 철물 위에 실험체를 올려놓고 중앙부 2점 가력을 수행하였다. DRS-S1과 DRS-S2 실험체는 슬래브 중앙부 쪽 지점을 이동단 지점으로 형성하여 1점 가력하였다.

하중은 변위 제어법을 사용하여 항복 이후 연성을 확인하였다. 강연선과 철근에 변형률 게이지를 부착하여 휨항복 여부 및 전단철근의 기여도를 판단하였고 가력점 아래에 변위계를 설치하여 처짐을 측정하였다.

2.5 실험체 강도 예측

재료시험 결과를 반영한 실험체의 예상강도를 Table 4에 나타냈다. PC 슬래브의 휨성능과 전단성능은 다음 식(1)과 식(2)~(4)를 사용하였다.

여기서, $A_{ps}$는 긴장재의 단면적(mm2), $f_{ps}$는 공칭강도를 발휘할 때 긴장재의 인장응력(MPa), $d_{p}$는 압축연단에서 긴장재 도심까지 거리(mm), $d$는 슬래브의 유효깊이(mm), $a$는 등가직사각형 응력블록의 깊이(mm), $A_{s}$는 슬래브의 인장 철근량(mm2), $f_{y}$는 철근의 항복강도(MPa)이다.

실험체의 콘크리트 전단강도는 다음 식(2)를 사용하여 계산하였다.

여기서, $b_{w}$는 슬래브 웨브의 폭(mm)이다.

DRS 실험체의 댑단부 전단설계는 Fig. 3과 같이 PCI 기준(PCI 2017)⁽¹³⁾을 사용하여 철근을 배근하였다. 식(3)은 돌출부의 휨 설계식으로 코벨설계와 유사한 방법이다. 식(4)는 절곡부 모서리 사인장 균열에 저항하는 소요 철근량을 나타낸다. 직접 전단과 돌출부의 사인장 균열 저항을 위한 철근은 PCI 기준을 참고하였다.

여기서, $V_{u}$는 요구 전단강도(N)이고, $a$는 전단경간(mm)이고, $A_{s}$는 댑단부의 휨철근 면적(mm2)이고, $A_{sh}$는 모서리 사인장균열에 저항하는 전단철근 면적(mm2)이고. $\phi$는 강도감소계수이다.

3.1 하중-변위 관계 및 파괴모드

댑단부의 전단강도를 파악하기 위하여 전단경간비가 작은 실험체의 하중-변위 관계와 최종 파괴모드를 Fig. 4와 Fig. 5에 나타냈다. 전단철근으로 보강되지 않은 댑단부 실험결과(Fig. 4(a)와 Fig. 5(a))를 살펴보면, 댑단부 형상에 따라 전단강도 차이를 보였다. 댑단부가 상대적으로 크고 플랜지 형상이 절곡부 사인장 균열선과 나란한 MMS 실험체($V_{test}$= 23.2~25.3 kN)는 댑단부 크기를 최적화한 DHS 실험체($V_{test}$=31.6~32.2 kN)보다 21~27 % 낮은 전단강도를 보였다. 이는 Fig. 5(a)의 최종 파괴모드와 같이 DHS 실험체는 절곡부 모서리 사인장 균열이 댑단부 플랜지부를 관통하면서 콘크리트에 의한 전단저항능력이 향상되었기 때문이다.

전단경간 $a$에 따른 전단강도 차이는 크지 않았다. 댑단부는 응력교란이 발생하는 구간으로 전단경간비에 따른 댑단부의 전단강도 차이가 크지 않았다.

전단철근으로 보강된 댑단부 실험결과(Fig. 4(b)와 Fig. 5(b))를 살펴보면, 확대된 댑단부와 전단철근에 의해 전단저항 성능이 크게 향상되었다. DRS-S1은 $V_{test}$=84.5 kN에서 모서리 사인장 균열이 발생한 이후 하중이 급감하였지만, 댑단부에 보강된 전단철근에 의해 하중이 증가와 감소를 반복하였다. 최종적으로 Fig. 5(b)와 같이 댑단부 전단에 의해 파괴가 발생하였다. 전단경간을 950 mm로 증가시킨 DRS-S2는 $V_{test}$=74.0 kN에서 중앙부 휨균열이 발생한 이후 연성적인 거동을 보이다가 $V_{test}$=98.0 kN(중앙부 변위 21 mm)에서 슬래브 웨브에 사인장 균열이 발생하면서 최종 파괴가 발생하였다. 전단경간이 증가함에 따라 휨모멘트가 증가하여 파괴 모드가 댑단부 전단파괴에서 휨항복 후 슬래브 전단파괴로 바뀌었다. 전단강도는 전단철근을 보강함에 따라 약 2.6배 증가하였다.

3.2 전단철근 변형률

댑단부에 보강된 전단철근의 영향을 살펴보기 위해, 절곡부 모서리에서 50 mm 간격을 떨어져 위치한 전단철근(U형 스터럽, Fig. 2(c) 참고)의 변형률 결과(R1, R2, R3)를 Fig. 6에 나타냈다. 절곡부 모서리 가까이 위치한 R1 전단철근의 변형률이 가장 크게 나타났고, R2와 R3 순으로 나타났다. U형 스터럽이 상부 콘크리트에 정착되지 않은 R2 전단철근도 전단력 전달에 일부 기여하였다.

DRS-S1 실험체의 경우 R1 전단철근의 최대변형률은 항복변형률($ε_{y}$=0.00265 mm/mm)의 약 17 %를 나타냈고, DRS-S2 실험체의 R1 전단철근의 최대변형률은 항복변형률의 약 31 %를 나타냈다. 이는 절곡부 모서리 사인장 균열면이 U형 스터럽의 중앙부가 아닌 스터럽 상단부에 위치하여 전단철근이 항복변형률 $ε_{y}$까지 도달하지 못하였다. 층고 확보를 위해 기존 더블티 슬래브(Fig. 1(a))보다 댑단부 깊이를 줄임에 따라 이러한 변형률 분포 양상이 나타났다.

3.3 예상강도와의 비교

PC 슬래브 댑단부의 전단강도를 평가하기 위하여 현행 설계기준으로 예측한 강도와 실험결과를 비교하였다(Table 4 참고). 콘크리트의 전단저항능력 $V_{c}$은 식(2)를 사용하였고, 콘크리트 웨브폭 $b_{w}$과 유효깊이 $d$는 최종파괴 균열양상을 바탕으로 Fig. 7과 같이 정의하였다. MMS와 DHS의 최종파괴 균열을 살펴보면(Fig. 5참고), 전단균열이 댑단부를 지나 슬래브 플랜지를 따라 발생하였다. 이에 콘크리트 유효 웨브폭 $b_{w}$를 플렌지 폭으로, 유효깊이 $d$는 댑단부에서의 플랜지 깊이(=140 mm)로 계산하였다.

전단철근의 전단저항능력 $V_{s}$은 아래의 식(5)로 산정하였다.

여기서, $A_{sh}$는 모서리 사인장균열에 저항하는 전단철근 면적(mm2)으로 전단저항에 기여한 R1~R3 철근의 단면적으로 계산하였고, $f_{s}$는 철근의 실제 인장응력(MPa)으로 항복응력 $fy$의 30 %를 고려하였다.

식(5)의 방법으로 전단강도를 예측한 경우, 댑단부에 전단철근이 보강되지 않은 DHS와 MMS 실험체는 전단강도비 $V_{test}/V_{pred}$가 1.08~1.50로 예측되었고 전단철근이 보강된 DRS 실험체는 전단강도비가 1.18~1.37로 예측되었다(Table 4 참조). 전단에 저항하는 콘크리트 유효단면적은 Fig. 7과 같이 모서리 사인장균열면을 고려하고, 전단철근은 변형률 계측결과를 바탕으로 항복응력의 30 % 수준으로 평가하는 것이 합리적이다. 다만, 전단철근의 저항능력은 댑단부의 깊이가 깊어지거나 상부 콘크리트가 합성된 단면에서는 증가할 수 있기 때문에 이에 관한 추가적인 연구가 필요하다.

4.1 하중-변위 관계 및 파괴모드

PC 슬래브의 휨 저항 성능을 분석하기 위하여 전단경간비가 큰 실험체의 하중-변위 관계와 최종 파괴모드를 Fig. 8과 Fig. 9에 나타냈다. DHS와 MMS 실험결과를 살펴보면(Fig. 8(a)와 Fig. 9(a) 참고), MMS 실험체는 휨철근이 항복하기 이전에 댑단부에서 전단파괴가 발생하였고, DHS 실험체는 휨철근(강연선)이 항복하면서 연성적인 휨파괴 양상을 보였다.

MMS-F1와 MMS-F2 실험체는 각각 작용전단력($V_{test}$) 18.6 kN과 19.3 kN에서 댑단부 전단파괴가 발생하였다. 이는 전단실험을 통해 구한 MMS 댑단부 전단성능(=23.2~25.3 kN)의 약 78 % 수준이다. 휨 실험에서는 전단경간이 길어짐에 따라 휨에 의한 슬래브 변형으로 인하여 더 낮은 전단강도에서 댑단부 전단파괴가 발생하였다. 최종 파괴양상을 살펴보면(Fig. 9(a)), 댑단부 모서리 대각균열과 함께 플랜지와 웨브 사이에 수평균열이 크게 발생하였다.

DHS-F1과 DHS-F2 실험체는 MMS 실험체와 달리 댑단부 파괴없이 슬래브 중앙부에서 휨균열과 함께 연성적인 휨 파괴거동을 보였고, 최대강도($P_{test}$)는 각각 57.8 kN과 59.4 kN으로 휨항복 예상강도 $P_{pred}$(=52.4 kN, 53.7 kN)보다 약 10 % 크게 나타났다(Table 4 참조). 여기서, 휨항복강도 $M_{n}$은 식(1)과 실제 재료강도를 사용하여 계산하였다. 최종 파괴균열 양상을 살펴보면, 휨철근비가 상대적으로 높은 DHS-F2가 DHS-F1보다 휨균열 간격은 좁고 균열 폭은 크게 나타났다.

DRS-F 실험체는 DHS 실험체와 유사하게 슬래브 중앙부에서 휨균열과 함께 연성적인 휨 파괴거동을 보였다. 최대강도는 47.5 kN으로 휨항복 예상강도 44.0 kN보다 약 8 % 크게 나타났다(Table 4 참조). 동일한 휨철근비를 갖는 DHS-F1과 비교해보면, 파괴 균열양상은 유사하였지만, 하중-변위 관계는 초기 휨균열 이후 차이를 보였다. DRS-F는 초기 강성이 22.5 kN까지 유지된 이후 강성이 서서히 감소하는 양상을 보였지만, DHS-F1은 11.6 kN 이후 강성이 한번 감소한 이후 일정하게 유지되다가 휨항복 이후 강성이 서서히 감소하였다.

4.2 휨철근 변형률

PC 슬래브의 휨항복 여부를 확인하기 위해 Fig. 10(a)와 같이 2 mm 폭의 철근 변형률 게이지를 최외각 강연선(7연선) 7가닥 중 2가닥에 부착하였다. 실험체별 강연선 변형률 계측 결과는 Fig. 10에 나타냈다. 수직 점선은 강연선의 항복변형률을 나타낸다. 여기서, 항복변형률 $ε_{ys}$은 프리스트레스에 의한 강연선의 변형률(0.65$ε_{y}$)과 단기손실에 의한 변형률(0.10$ε_{y}$) 손실을 고려하여 $ε_{ys}= ε_{y}– 0.65ε_{y}+ 0.1ε_{y}= 0.45ε_{y}$(=0.0037 mm/mm)로 산정하였다.

DHS-F1의 강연선은 항복변형률에 도달한 이후에도 변형률이 계속 증가하였으나, DHS-F2의 강연선은 항복변형률에 도달한 이후 변형률이 다시 감소하는 양상을 보였다. 이는 휨균열이 게이지가 위치한 곳을 관통하면서 게이지에 손상을 입힌 것으로 보인다. MMS 실험체의 강연선은 항복변형률에 도달하기 전에 파괴가 발생하였다. DRS 실험체의 강연선은 항복변형률의 80 %까지 도달한 이후 다시 감소하였다. DRS 실험체 역시 휨균열이 게이지를 손상시킨 것으로 보인다.

4.3 예상강도와의 비교

PC 슬래브의 휨성능을 평가하기 위하여 현행 설계기준으로 예측한 강도와 실험결과를 비교하였다(Table 4). T형 슬래브의 휨 저항능력 $M_{n}$은 식(1)로 계산하였다. 긴장재의 인장응력 $f_{ps}$는 현행설계기준(KCI 2017)⁽⁴⁾에 있는 다음 식(6)을 사용하였다.

여기서, $f_{pu}$는 긴장재의 설계기준인장강도(MPa), $\gamma_{p}$는 긴장재의 종류에 따른 계수, $β_{1}$는 등가 직사각형 압축응력 블록의 깊이를 나타내는 계수, $ρ_{p}$는 긴장재 비, $ω$는 인장철근의 강재지수($ρf_{y}/f_{ck}$), $ω'$는 압축철근의 강재지수($\rho'f_{y}/f_{ck}$)를 나타낸다.

댑단부 전단파괴가 발생한 MMS 실험체를 제외하고, DHS와 DRS 실험체의 휨강도비는 $M_{test}/M_{n}$(=$V_{test}/V_{m}$)는 1.08~ 1.11로 현행설계기준이 안전측으로 잘 예측하였다(Table 4 참조).