2.1 실험체 계획

HCS의 구조성능 평가를 위하여 실무에서 실제 생산되고 있는 HCS를 대상으로 전단성능실험을 계획하였다. HCS같은 경우 공장제작 기성제로서 두께에 따라서 단면형태와 성능이 상이하기 때문에 이를 고려하여 실험체를 계획하였다. Fig. 2와 Table 1은 본 실험연구에서 실험체의 특성과 단면형태를 나타내었다. 실험체명에 포함된 S는 전단 실험체를 의미하며 200, 220, 265, 300, 320, 400은 실험변수로 실험체 단면의 높이($h$)를 나타낸다. 또한 S-265FS 실험체의 FS는 배치 가능한 모든 강연선이 배치됨을 나타낸 것이다. $b$는 단면의 길이를 나타내며 $b_{w}$는 복부 웨브의 폭을 나타낸다. 실험체에 배치된 강연선은 SWPC7BL로 모든 실험체 상부에 2-$\phi$9.5를 배치하였고 S-200, S-220 실험체는 하부에 7-$\phi$12.7를, S-265FS 실험체는 하부에 14-$\phi$12.7를 배치하였으며, 다른 실험체 하부에는 8-$\phi$12.7를 배치하였다. 또한 실험결과 신뢰성을 높이기 위해 실험체마다 3개씩 실험을 진행하였다.

2.2 실험세팅 및 가력방법

Fig. 2와 Table 1에 나타낸 바와 같이 실험체의 단면은 각 실험체 마다 1,200×200(220, 265, 300, 320, 400) mm이며 총 길이($l$)는 3,800 mm, 순 경간($l_{n}$)은 2,280 mm이다. 실험체의 가력은 Fig. 3과 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 1,000 kN 용량의 액추에이터를 이용하여 단순지지 보 형태의 4점 가력 전단실험을 수행하였다. 강연선의 전달길이를 충분히 고려하여 실험체의 끝으로부터 지점과의 거리는 760 mm이며, 전단경간비($a/d$) 2.0을 고려하여 지점으로부터 가력지점과의 거리는 400(440, 530, 600, 640, 800) mm, 가력지점간 거리는 1,480 (1,400, 1,220, 1,080, 1,000, 680) mm로 계획하여 전단파괴를 유도하였다. 또한 실험체의 변형이 제일 클 것으로 예상되는 중앙부 하단에는 LVDT를 2개 설치하여 변위를 측정하였다.

2.3 사용재료

HCS의 구조성능 평가를 위하여 실험체 제작에 사용된 콘크리트와 강연선의 재료 특성은 제조사에서 제공한 값을 사용하였다. 콘크리트 압축강도는 설계강도를 49 MPa로 계획하였으며, 재료실험결과 평균 52 MPa를 나타내었으며, 추가로 실험한 S-220은 평균 35 MPa를 나타내었다. 강연선은 SWPC7BL(설계인장강도 1,860 MPa)의 직경($\phi$) 12.7 mm와 9.5 mm로 항복강도는 1,806 MPa, 1,830 MPa, 인장강도는 1,957 MPa, 2,013 MPa로 나타났다.

3.1 실험결과

3.2 기존 평가법에 의한 HCS 전단강도

단면에 따른 전단실험결과의 분석 및 평가를 위해 예측강도를 콘크리트 구조기준(^{KCI 2017})과 ACI318-19(^{ACI 2019})에 의해 산정하여 실험결과와 비교분석하였다.

전단보강이 없는 HCS의 공칭전단강도($V_{n}$)는 휨전단 균열 콘크리트 전단강도($V_{ci}$)와 복부전단 균열 콘크리트 전단강도($V_{cw}$)중 작은 값을 사용하며, $V_{ci}$와 $V_{cw}$는 다음의 식(1)과 (2)같이 계산된다. HCS는 전단강도 평가 시 합리적인 유효단면의 산정이 중요하며, PCI Manual for the Design of Hollow Core Slabs(^{PCI 1998})에서는 설계단면력 산정 시 전체 단면 중 웨브의 최소 폭($b_{w}$)만 이용하도록 하고 있다(HCS 웨브 폭($b_{w}$)은 Table 1 참조).

여기서, $\lambda$는 경량 콘크리트 계수, $V_{d}$는 고정하중에 의하여 발생하는 단면의 전단력, $V_{i}$는 $M_{\max}$와 동시에 일어나는 작용하중에 의한 계수전단력, $M_{cre}$은 작용하중에 의해 단면에 휨균열을 일으키는 휨모멘트, $M_{\max}$는 작용하중으로 의한 단면의 최대 계수모멘트, $f_{pc}$는 작용하중을 저항하는 단면의 중심에서 프리스트레스의 손실을 감안한 콘크리트의 압축응력, $V_{p}$는 경사긴장재가 사용될 경우의 단면에서 유효프리스트레스 힘의 수직성분, $V_{ci}=0.17\lambda\sqrt{f_{ck}}b_{w}d_{p}$ 이상이다. 한편 ^{KCI 2017}과 ACI318-19에 의하면 HCS의 두께 315 mm 초과할 때, 식(2)로 계산한 값보다 낮은 전단력에서 파괴될 수 있으며, 작용하중($V_{u}$)이 복부전단내력의 절반 값($0.5\phi V_{cw}$) 이상이면 최소전단철근을 배치하도록 권장하고 있다.

한편, RC 부재의 전단강도를 휨에 의한 영향을 고려하여 이론적으로 산정하는 변형률기반 전단강도모델이 개발되었다(^{Park et al. 2006; Choi et al. 2007}). 변형률기반 전단강도모델은 RC 부재 단면의 전단강도를 산정할 때, Rankine의 파괴기준을 적용하여 직교방향 압축응력과 전단응력의 2축 응력을 받는 압축대 콘크리트에 대하여, 압축대가 지지할 수 있는 전단응력을 적분하여 전단성능을 다음 식(3)과 같이 산정한다.

여기서, $\lambda_{c}=1.2-0.2(a/d)d\ge 0.65, d$ in meters, $c$=압축대 크기, $b$=부재의 폭, $f_{t}$=콘크리트 인장강도, $\sigma(z)$=단면의 각 위치에서 발생하는 압축응력이다.

변형률기반 전단강도모델에서는 소성파괴기준과 내부응력 상태를 고려하기 때문에 비교적 정확한 전단강도 산출이 가능한 것으로 알려져 있다(^{Kang et al. 2016}).

본 연구에서는 프리스트레스트가 작용하여 균열의 영향이 크지 않다고 판단하여 식(4)와 같이 웨브($b_{w}$)의 전체가 전단에 저항한다고 가정하여 웨브 전체에서 발생하는 전단응력을 적분하였다. 또한 식(4)의 수직응력$(\sigma(z))$ 계산시 강연선의 프리스트레스트 응력를 고려하여 전단성능을 평가하였다.

Fig. 10에는 기존 전단강도 평가식으로 예측한 결과에 대한 실험결과의 비율을 나타내었다. 먼저 ACI & KCI 경우, 실험결과와 예측결과의 비율이 각각 평균 2.64, 2.71, 1.58, 1.69, 1.36, 1.20으로 평균 1.86(표준편차: 0.59)이다. 이는 기존 전단강도 평가식인 콘크리트 구조기준(^{KCI 2017})과 ACI318-19(^{ACI 2019}))으로 현재 중공슬래브의 전단강도를 산출 시, 단면의 폭($b$)을 웨브($b_{w}$)의 길이로만 평가하여 사용하고 있어서 안전측의 평가라고 할 수 있지만 실험결과를 과소평가하여 합리적이지 못하다고 할 수 있다. 또한 변형률기반 전단강도모델의 경우, Fig. 9와 같이 Fig. 7~8의 HCS의 단면 파괴양상을 반영하여 각 실험체에서 응력을 받는 단면을 고려하였다. 분석 결과 각각 평균 2.31, 2.45, 1.40, 1.60, 1.32, 1.23으로 평균 1.71(표준편차: 0.48)이며 단면의 응력산정에서 단면의 파괴모드를 고려할 수 있기 때문에 앞서 산정한 콘크리트 구조기준보다 평균 및 표준편차를 비교하였을 때, 중공슬래브의 전단강도를 다소 정확하게 예측하는 것으로 나타났다. 하지만 설계기준과 유사하게 실험결과를 과소평가하는 것으로 나타났다(Table 6 참조).

3.3 단면형태를 고려한 기존 평가방법 개선

Fig. 10을 살펴보면 기존 전단강도 평가방법이 대체로 HCS의 전단강도를 대체로 과소평가하고 있으며, 이러한 과소평과의 경향은 두께가 얇을수록 심화되는 것을 알 수 있다. 특히 과소평가 경향이 심한 S-200, S-220 그리고 S-300의 경우, 중공형상이 원형에 가까운 것을 볼 수 있다. 반면 Fig. 9를 통해 HCS의 두께가 두꺼워질수록 웨브 최소두께($b_{w}$)의 길이가 길어져서 중공부가 직사각형 형태를 나타내는 것을 볼 수 있다. 이러한 두께별 중공형상의 차이는 최대한 효율적인 중공형태를 위해 생산가능한 형태를 경험적으로 산출하였기 때문이다.

이러한 두께에 따른 중공형태의 차이를 보다 극명하게 비교하기 위하여 두께가 가장 얇은 실험체(S-200)과 두께가 가장 두꺼운 실험체(S-400)의 단면형태를 Fig. 11과 Fig. 12에 나타내었다. Fig. 11과 Fig. 12에서 HCS 중공부에서 존재하는 단면 중에서 전단력 산정에 포함되는 면적을 $a_{w}$로 표시하였고, 전단력 전달에 기여하나 전단력 산정에 포함되지 않는 면적을 $a_{f}$로 표시하였다. Fig. 11과 Fig. 12에 의하면 중공의 형태가 원형에 가까운 실험체(S-200 실험체)와 중공의 형태가 직사각형에 가까운 실험체(S-400 실험체)보다 중공부의 전단력을 전달하는데 기여하지만 전단력 산정에 포함되지 않는 면적($a_{f}$)가 상대적으로 증가함을 알 수 있다. 즉, 중공부가 원형인 실험체에서는 전단강도 산정에 있어 중공부에 존재하는 단면을 합리적으로 산정하기 어렵다고 할 수 있으며, 이러한 원인으로 현 평가방법이 두께가 얇은 HCS 또는 중공형태가 원형인 HCS의 전단강도를 과소평가하는 경향이 크다고 할 수 있다. 따라서 현 강도평가 방법에서 고려하고 있지 않은 중공부형태의 영향을 반영하기 위해 전체 단면에서 플랜지와 중공을 제외한 부분($a_{f}+a_{w}$)과 웨브의 면적($a_{w}$)의 비율을 고려하여 식(4)를 식(5)와 같이 보정하였다.

Table 6에서는 각 실험체의 실험결과와 중공부형태의 영향을 반영한 보정계수를 나타내었다. 또한 콘크리트 구조기준((^{KCI 2017})과 ACI318-19(^{ACI 2019})), 변형률기반 전단강도모델과 각각에 보정계수를 고려하였을 때의 예측된 평가결과를 실험결과와 비교하여 나타내었다.

Fig. 13에서는 ACI & KCI와 변형률기반 전단강도모델에서 전체 단면에서 플랜지와 중공을 제외한 부분($a_{f}+a_{w}$)과 웨브의 면적($a_{w}$)의 비율을 고려하여 계수를 보정하였을 경우, 각각 실험결과와 예측결과의 비율이 1.41, 1.47 0.97, 1.01, 0.75, 0.90으로 평균 1.08(표준편차: 0.26) 및 1.24, 1.33 0.86, 0.96, 0.73, 0.92으로 평균 1.00(표준편차: 0.21)이며, 이러한 결과는 다소 과소평가 되던 HCS의 전단강도를 중공의 형태에 따라 달라지는 웨브부분의 면적을 고려하여 보다 정확하게 예측하는 것으로 나타났다.

Fig. 14에서는 기존 실험 ^{Lee et al.(2019)}에서 변수인 두께가 265 mm, 300 mm 350 mm에 대하여 수행된 실험결과를 본 연구의 실험결과와 함께 평가한 결과이다. 기존 실험결과를 추가했을 경우, 콘크리트 구조기준((^{KCI 2017})과 ACI318-19 (^{ACI 2019}))에 의해 예측된 강도비는 평균 1.81(표준편차: 0.50)이고 기존의 변형률기반 기반모델을 적용했을 때의 예측강도비는 평균 1.66(표준편차: 0.42)이다. 마지막으로 전체 단면에서 플렌지와 중공을 제외한 부분($a_{f}+a_{w}$)과 웨브의 면적($a_{w}$)의 비율을 고려한 계수를 보정하였을 경우, 각각 평균 1.07(표준편차: 0.22) 및 평균 0.99(표준편차: 0.18)이다. 이러한 결과를 볼 때, 본 연구에서 제안한 보정계수를 적용할 경우 기존에 과소평가되었던 HCS의 전단강도를 보다 정확하게 예측할 수 있음을 나타낸다(Table 6 참조).