1. 서 론

프리스트레스트 콘크리트 중공슬래브(hollow core slab, HCS)는 프리캐스트 콘크리트(PC) 공법의 일반적인 장점과 함께 공장에서 압출성형으로 대량 생산이 가능하다는 장점이 있다. 이러한 장점으로 HCS는 1950년대 이후 유럽에서 널리 사용되고 있으며, 최근 국내 건축공사에서도 PC 공법의 적용이 확대됨에 따라 아파트 지하주차장, 지식산업센터, 물류창고 등의 슬래브 구조로 수요가 크게 증가하고 있다. 이러한 HCS 슬래브는 공장 제작한 HCS(PC-HCS)에 바닥판 완성을 위한 현장타설 덧침콘크리트를 타설하여 합성부재(합성-HCS)로 구성하는 것이 일반적이다.

HCS는 강연선에 의한 프리스트레스의 도입으로 휨성능을 크게 향상시킬 수 있기 때문에 장경간 슬래브에 유리하지만, 부재 단면에 작용하는 전단력이 클 경우에는 전단보강철근을 배근하여 부족한 전단강도를 확보하도록 한다.

합성-HCS는 확연히 다른 단면형상을 갖는 두 가지 구성요소, 즉 PC-HCS와 덧침콘크리트로 구성된다. 또한 PC-HCS의 콘크리트는 50 MPa 이상의 강도로 제작되는 반면에 덧침콘크리트는 24~27 MPa가 일반적이기 때문에 큰 차이를 나타낸다. 따라서 합성-PCS는 단면 형상과 콘크리트 압축강도의 차이를 적절하게 반영하여 전단강도를 산정하여야 한다. 전단보강이 필요한 경우 중공부 채움 콘크리트와 덧침콘크리트에 정착 및 배근된 전단철근이 충분한 전단저항 거동을 하는가에 대한 확인도 필요하다. 한편 설계기준에서는 PC-HCS의 높이가 317.5 mm 이상이며, 계수전단력 $V_{u}$가 0.5$φV_{cw}$를 초과하는 경우 최소전단보강철근을 배근하도록 하고 있다. 따라서 본 연구에서는 PC-HCS 및 합성-HCS의 전단성능을 평가하기 위한 실험연구를 수행하였다.

2. 기존 연구 및 연구 중요성

Table 1에는 HCS에 대한 주요 기존 연구 중에서 PC-HCS 및 합성-HCS의 전단강도 평가에 대한 연구를 정리하였다. 표에서 알 수 있듯이 합성-HCS나 여기에 전단보강이 있는 경우에 대한 연구는 많지 않다는 것을 알 수 있다. 덧침콘크리트가 없는 PC-HCS에 대한 연구 중에서 ^{Lee et al. (2020)}와 ^{Parra-Montesinos et al. (2023)}는 강섬유보강이나 와이어메쉬에 의한 전단보강 효과를 평가하는 연구를 수행하였다.

Table 1에서는 덧침콘크리트가 있는 합성-HCS의 전단강도에 대한 연구로 세 가지를 보이고 있다. 그 중에서 ^{Ueda et al. (1991)}는 낮은 높이의 HCS를 대상으로 전단보강이 없는 합성-HCS에 관한 실험연구를 실시하였다. 그리고 ^{Oh et al. (2021)}은 320 mm와 400 mm높이의 HCS 를 대상으로 제작한 합성-HCS에 대한 실험연구를 하였으며, ^{Kim et al. (2024)}은 400 mm 높이의 HCS 를 압출성형이 아닌 개별 몰드 방식으로 제작된 합성-HCS에 대한 실험연구를 수행하였다. 이처럼 기존 연구는 대부분 PC-HCS에 대한 연구이며, 합성-HCS에 대한 연구는 많지 않음을 알 수 있다. 이는 설계기준이나 실무 등에서 필요로 하는 조건에 비교해 보면 연구가 매우 부족한 실정이라 할 수 있다.

HCS에 대한 설계는 KDS 14 20 22와 KDS 14 20 60 혹은 ^{ACI 318} 기준을 따를 수 있다. 이러한 구조설계기준에 따르면 일방향 프리스트레스트 콘크리트 슬래브의 전단강도 산정을 위한 기준식에는 정산식과 약산식이 있다. 정산식에서는 전단강도를 복부전단 $V_{cw}$과 휨전단 $V_{ci}$으로 구분하고, 그 중에서 작은 값을 선정하도록 하고 있다.

여기서, $f_{pc}$는 작용하중을 저항하는 단면의 중심에서 프리스트레스의 손실을 감안한 콘크리트의 압축응력, $V_{d}$는 고정하중에 의한 단면의 전단력, $V_{i}$는 $M_{ma x}$와 동시에 일어나는 작용하중에 의한 단면의 계수전단력, $M_{cre}$는 작용하중에 의해 단면에 휨균열을 일으키는 휨모멘트, $M_{ma x}$는 작용하중으로 인한 단면의 최대 계수휨모멘트이며, 식 (2)의 최소값은 $0.167\sqrt{f_{ck}}b_{w}d$이다.

Fig. 1은 정산식에 의한 설계법을 개념적으로 나타낸 것으로 공칭강도가 계수 전단력($V_{u}/ φ$)보다 작은 구역을 음영으로 표시하였다. 그림에서 구역I은 복부전단에 대한 보강이 필요한 구역이며, 구역 II는 휨전단에 대한 보강이 필요한 구역이다. 이때 복부전단강도는 위험단면(h/2)에서 검토한다. 또한 구역 I은 프리스트레스의 전달길이 구간으로 강연선 슬립의 영향을 받는 구역에 해당한다. 그림에서 $V_{n}$은 필요한 구간에 전단보강철근이 배근된 것으로 가정한 공칭강도에 해당한다.

식 (1)은 중립축의 위치에서 주인장응력이 콘크리트의 인장강도에 도달할 때의 전단강도에 해당하며, 식 (2)는 휨인장과 전단응력의 조합에 의해서 휨-전단 균열이 발생할 때의 전단강도에 해당한다. Fig. 1에서 합성단면을 가정한 경우 식 (1)과 (2)는 자중이나 외력에 따라 전단력, 모멘트, $f_{c}$ 등이 경간의 길이에 따라 전구간에서 값이 다르게 나타난다. 두 식 모두 PC 단면에서 균열이 발생하고 종국적으로는 단면 전체(덧침콘크리트 포함)가 파괴되는 상황을 기반으로 하고 있다. 그러나 웨브 폭이 좁은 HCS 단면의 높이에 비해서 폭이 넓은 덧침콘크리트의 높이가 상대적으로 큰 합성-HCS에도 잘 맞는 설계식이 될 수 있을지는 불분명한 실정이다.

압출성형 방식으로 제작되는 HCS에 대한 전단보강은 PC 부재 제작 후, 전단보강이 필요한 구역(I, II)에서 Fig. 2와 같이 상부 플랜지 부분을 파취하고 전단보강철근을 설치하게 된다. 그리고 전단보강철근이 배근되는 중공부는 덧침콘크리트를 타설하면서 채워지게 된다. 그러나 이런 방식의 보강방법에서 기대할 수 있는 전단성능과 보강 효과에 대한 검증은 충분하지 않은 것으로 여겨지고 있다.

이상과 같은 기존 연구 및 설계기준에 대한 분석을 근거로 본 연구에서는 1) 설계식에 의한 복부전단 및 휨전단 강도 평가, 2) 덧침콘크리트의 전단성능 기여도, 3) 두꺼운 HCS의 전단강도 평가, 4) 전단보강철근의 보강효과 등을 연구 대상으로 하였다.

Fig. 1 Shear design

Fig. 2 Hollow core slab (HCS) section details

3. 실험연구의 계획

실험체 계획을 위하여 대상 구조물에 대한 구조설계를 먼저 실시하였다. 대상 구조물은 HCS를 가장 많이 사용하는 구조물인 지하주차장과 물류창고로 하였으며, 여기에 사용되는 PC-HCS의 높이로 200 mm, 320 mm, 350 mm, 400 mm, 500 mm의 5가지 종류를 선정하였다(Table 2).

선정된 대상구조물은 2장에서 설명한 구조설계기준에 따라 설계를 하였으며, Table 3과 같은 설계결과가 얻어졌다.

본 연구에서는 PC-HCS와 합성-HCS를 대상으로 복부전단강도 및 휨전단강도에 관한 실험연구를 수행하였다. 실험체의 강연선 배치 및 전단보강 방법은 대상 건물에 대한 구조설계결과를 따르며, 개별 실험체는 실험목적에 맞도록 경간, 하중, 경계조건 등을 다르게 하였다.

실험연구를 위해서 Table 4와 같이 총 21개의 실험체를 계획하였다. 실험체 이름은 ‘HCS 높이-실험방법-번호’의 체계로 표시하였다. 실험체 이름에서 첫 번째 숫자는 PC-HCS 높이의 앞 두 자리 숫자, 두 번째 숫자는 실험방법(TM), 세 번째 숫자는 일련번호를 나타낸다(Fig. 3). 예를 들어 <32-4-2> 실험체는 PC-HCS의 높이는 320 mm이며, 실험방법은 덧침콘크리트와 전단보강철근이 있는 실험체에 대한 방법(TM-4)이며, <32-4-1>과 동일한 2번째 실험체라는 의미이다. 이 때 덧침콘크리트가 없는 상태에서 전단보강철근을 배근할 수는 없기 때문에 실험방법 2(TM-2)는 연구범위에 포함하지 않았다. 또한 실험방법 4(TM-4)에 HCS-200 포함하지 않았다. 높이 200 mm의 HCS에서 전단보강 철근을 필요로 하는 경우는 매우 드물기 때문이다. 그리고 실험체의 파괴모드는 크게 두 가지로 분류된다. TM-1~TM-4는 복부전단 파괴형, TM-5는 휨전단 파괴형 실험체들이다.

Fig. 3 Specimen naming convention

4. 실험체 제작 및 실험방법

실험체는 Fig. 4에 나타낸 것과 같이 (a) 강연선 긴장, (b) PC-HCS 압출성형, (c) 거친면 처리, (d) 전단보강, (e) 양생, (f) 커팅, (g) 탈형, (h) 덧침 준비, (i) 덧침 타설, (j) 마감 등의 순서로 제작되었다. PC-HCS 콘크리트의 설계기준압축강도는 49 MPa, 덧침콘크리트 및 채움 콘크리트의 설계기준압축강도는 24 MPa, 강연선은 SWPC7B($f_{pu}$=1,860 MPa)가 설계에 적용되었다. 강연선 초기 긴장응력은 0.65$f_{pu}$에 해당하는 값을 선정하였다. 전단보강철근(D13@200, $f_{y}$=500 MPa)은 4개의 중공 중에서 중앙부 2개의 중공에 각각 한 줄로 배근하였다. 덧침콘크리트에는 횡 및 종 방향 D13@300($f_{y}$=500 MPa)으로 배근하였다.

실험체에 대한 가력 및 측정 방법은 Fig. 5에 나타냈다. 복부전단실험(Fig. 5의 (a), (b), (c))에서 전단경간비(=$L_{p}/ h$)는 2.29~ 2.76를 유지하여 깊은 보 효과를 배제하면서 휨 거동에 의한 균열이 발생하지 않도록 하였다. Fig. 5의 (d)는 휨전단 실험체로서 휨전단 파괴를 유도할 수 있도록 가력하였으며, 전단보강철근을 배근하지 않았다. 휨전단에 대한 전단보강철근을 설치하지 않았을 때의 강도를 평가해보고자 하였기 때문이다. 그리고 지지점부터 부재 끝단까지의 거리는 80 mm가 되도록 설치하였다. 그림에서의 $L_{p}$와 $L_{n}$에 해당하는 값은 Table 4에서 찾을 수 있다.

변위측정을 위한 LVDT는 하중점 하부에 2개(L1, L2), 부재 중앙부 하부에 2개(M1, M2)를 설치하여 연직방향 변위를 측정하였다. 이와 함께 강연선의 슬립 변위를 측정하기 위한 LVDT(H1)를 설치하였다.

Fig. 6은 가력을 위한 실험체 설치 상황 및 H1 LVDT가 설치된 상태를 나타내고 있다. H1 LVDT의 베이스는 PC-HCS에 설치하여 실험체와 강연선 사이에서 발생할 수 있는 상대변위를 측정하였다.

Fig. 4 Specimen manufacturing process

Fig. 5 Loading and LVDTs

Fig. 6 Test setup

5. 실험결과

실험체에 사용된 콘크리트에 대한 재료시험 강도의 평균값은 Table 5에 나타냈다. 재료시험은 실험체 탈형 때와 실험 때의 강도를 측정하였다. 이와 함께 전단보강철근에 대한 재료시험의 항복강도는 497 MPa이었다.

Fig. 7에는 TM-4 실험체와 TM-5 실험체에 대한 균열양상을 나타냈다. TM-1과 TM-3 실험체는 TM-4 실험체와 균열양상이 유사하였기 때문에 그림(사진)으로 나타내지는 않았다.

TM-1을 제외한 모든 실험체에서 초기 균열은 PC-HCS에서 먼저 발생한 후, 하중이 증가하면서 균열 폭이 커지면서 덧침콘크리트 쪽까지 이어지는 경향을 보였다. 그러나 PC-HCS와 덧침콘크리트 사이가 분리되는 현상은 보이지 않았다.

Fig. 7의 (a)에서 볼 수 있는 것처럼 TM-4 실험체의 균열은 하중점(화살표로 표시)과 지지점 사이(하중점의 우측)에서 사인장 균열이 발생하였다. Fig. 7의 (b)에 나타낸 TM-5 실험체 역시 하중점과 지지점 사이에서는 TM-4와 유사한 균열 양상을 보였지만, 하중점과 중앙부 사이(하중점의 좌측)에서 휨균열에 가까운 균열 양상을 보였다. 하중점과 중앙부 사이 구간은 전단력이 작게 작용하므로 전단균열은 발생하지 않았을 것으로 판단되었다. 따라서 하중점 우측에서는 전단균열, 좌측에서는 휨균열인 것으로 판단하였다.

Fig. 8에는 실험체 중앙에서의 하중-변위(LVDT M) 관계를 나타냈다. TM-1과 TM-3은 전형적인 전단파괴 모습을 보이고 있으나, 실험체 <20-3-1>의 경우 30 mm 이상의 변위까지 내력이 완만하게 증가하는 모습을 보였다. 실험체 <20-3-1>은 그래프 형상만을 보면 휨 파괴와 같은 연성적인 거동을 한 것처럼 보였지만 하중점 하부에서 하나의 큰 균열을 나타내며 파괴되었고, 강연선 슬립(LVDT H1)이 10 mm정도까지 발생하였기 때문에 슬립 발생에 의한 변형이 증가한 것으로 판단되었다.

TM-4 실험체는 덧침콘크리트와 전단보강철근이 있는 경우의 복부전단 실험이며, 하중-변위 관계에서 일부 실험체(32-4-1, 32-4-2, 50-4-1)가 연성적인 거동을 한 것처럼 보인다. 그러나 이들 실험체에서도 강연선 슬립이 다소 크게 발생하였기 때문에 실험체 <20-3-1>과 유사하게 강연선 슬립이 발생하면서 변위가 증가한 것으로 판단되었다. 특히 실험체 <32-4-2>와 실험체 <50-4-1>은 상당한 변위가 발생한 후에 최대강도에 도달하였기 때문에 강연선 슬립이 실험체 강도에 미치는 영향에 대한 종합적 분석이 필요하다고 판단되었다.

TM-5는 휨전단 거동을 평가한 것으로 위험단면에 전단보강을 사용하지 않은 실험체들이다. 하중-변위 그래프는 전단파괴보다는 휨파괴에 가까운 거동을 한 것으로 평가할 수 있었다. 휨전단강도(Vci)에 의해서 전단 파괴되었다면 취성적 거동을 보였을 것이지만, 하중-변위 관계는 휨파괴에 근접하는 양상을 보였다.

Fig. 7 Crack patterns

Fig. 8 Load-displacement relations

6. 복부전단강도($V_{cw}$) 비교

복부전단강도를 평가하기 위한 실험은 TM-1, TM-3, 그리고 TM-4 실험체를 대상으로 하였다. Fig. 9에는 TM-3 실험체 중에서 <35-3-1>, Fig. 10에는 TM-4 실험체 중에서 <32-4-1>에 대한 설계 및 실험 결과를 나타냈다. 그림에는 하중-변위-슬립의 관계와 함께 예상강도($P$($V_{cw}$))도 나타냈다.

합성단면에 대한 전단강도 평가방법은 ^{PCI (2015)}와 ^{PCI (2017)}에 따랐다. 식 (1)을 사용하여 복부전단강도에 대한 예상강도를 산정할 때, 합성단면 중립축에서의 응력($f_{pc}$)은 프리스트레스에 의한 압축응력과 부재 자중에 의한 휨응력 값을 더하여 계산한 것이다. 그리고 전단력에 저항하는 단면은 합성단면 중립축에서의 복부폭($b_{w}$)에 합성단면의 유효높이($d$)를 곱한 면적을 사용하였으며, 콘크리트강도는 PC-HCS의 강도를 사용하였다. 이는 중립축에서의 주인장응력이 콘크리트의 인장강도에 도달할 때를 기준으로 식 (1)의 강도를 평가하기 때문이다. 실험강도와 예상강도의 비교는 기준에서 정의하고 있는 위험단면 위치($h/2$)에서의 값을 사용하였다.

전단보강철근이 없는 실험체 <35-3-1>은 예상강도보다 높은 실험강도를 보였으며, 강연선 슬립도 약 1.5 mm로 작게 나타났다. 그러나 전단보강철근이 있는 실험체 <32-4-1>은 예상강도보다 낮은 실험강도를 보였으며, 강연선 슬립은 약 8 mm 정도로 다소 크게 나타났다. 이와 함께 중앙부 변위 역시 27 mm로 크게 나타났다. 따라서 강연선 슬립이 실험체 거동에 영향을 미친 것으로 판단되었다.

Fig. 11에는 각 실험체에 대한 예상강도 대비 실험강도의 강도비 분포를 나타냈다. 그 결과 TM-1과 TM-3 실험체들은 강도비가 1.0을 크게 상회하는 결과를 보였지만, TM-4 실험체들의 강도비는 1.0에 근접하거나 혹은 그 이하의 강도비 분포를 보였다. 이와 함께 TM-3 중에서 PC-HCS의 높이 320 mm 이상의 실험체도 1.11~1.17의 강도비 분포를 보였다. 설계기준에서는 Hawkins et al.(2006)의 연구 결과를 반영하여 PC-HCS 높이 320mm 이상일 때 최소전단보강철근이 없는 경우는 강도를 낮추어 산정하도록 하고 있으나 실험결과는 1.0 이상의 강도비를 보였음을 알 수 있었다.

Fig. 11의 결과에 의하면 TM-1과 TM-3과 같이 전단보강철근이 없는 실험체들의 강도비는 1.0을 크게 상회하는 반면에, 전단보강철근을 사용한 TM-4 실험체들은 1.0보다 작은 강도비를 보였다는 것을 알 수 있다. 결과적으로 전단보강철근의 효과가 기대보다 낮았다는 의미로 해석될 수 있다. 이는 압출성형 방식 HCS가 가지고 있는 근원적인 취약점이라 할 수 있다. 압출성형 방식 HCS의 경우 PC-HCS 중앙부 중공의 상부 플랜지를 파취하고, 전단보강철근을 설치한 후 덧침콘크리트를 타설하면서 중공부에 콘크리트를 채우는 전단보강 방법을 사용한다. 그러나 이런 방식에 의한 전단보강은 전단보강철근의 효과를 충분히 기대하기 어려울 수 있다. 실험결과에서도 그러한 점이 나타났다고 볼 수 있다.

Fig. 12에는 각 실험체에서의 최대 강연선 슬립값의 분포를 보이고 있다. 실험체 <20-3-1>을 제외한 TM-1과 TM-3에서의 강연선 슬립은 작게 나타난 반면에, TM-4에서는 슬립이 크게 발생했음을 알 수 있다. TM-3 실험체와 TM-4 실험체들 사이에서의 차이는 전단보강철근의 배근 여부에 있으므로, TM-4는 전단보강철근의 효과만큼 강도 증가가 예상되는 실험체들이다. 따라서 TM-4에서 슬립이 크게 발생한 이유는 가력하중의 크기가 커졌기 때문에 그에 비례하여 슬립도 커졌다고 볼 수 있다. 이는 Fig. 10에 나타낸 실험결과에서도 균열하중 이후 슬립이 증가하는 경향으로 확인해 볼 수 있다. 이러한 결과로부터 복부전단강도는 강연선 슬립에 영향을 받을 것으로 판단해 볼 수 있었다.

Fig. 13에는 초기균열 강도($P_{cr}$) 이후 최대강도($P_{u}$)에 이를 때까지의 강도 증가율을 막대 그래프로 나타냈다. 실험체 <20-3-1>과 TM-4 실험체의 강도 증가율이 큰 것을 알 수 있다. 이는 균열이 발생한 후(균열강도 이후) 실험체 강도가 꾸준히 증가하였다는 것을 의미한다. 그러나 Fig. 11은 TM-4 실험체의 강도비가 1.0보다 낮았음을 보이고 있다. 통상적인 전단파괴형 실험체는 최대강도 이후 급격히 강도가 저하되는 취성파괴 양상을 보이지만, 이들 실험체의 하중-변위 관계는 연성적인 거동을 한 것처럼 보일 수 있다. 그러나 강도는 증가하지만 슬립이 증가되면서 변위도 증가한 것으로 판단해 볼 수 있다. Fig. 10은 강연선 슬립이 크게 발생한 실험체들의 전형적인 예에 해당한다. 초기강성이 꺽이기 전까지는 강연선 슬립이 크지 않으나, 그 이후부터 변위의 증가와 함께 슬립도 증가하는 것을 알 수 있다.

Fig. 9 Specimen <35-3-1>

Fig. 10 Specimen <32-4-1>

Fig. 11 Strength ratio of web-shear specimens

Fig. 12 Slippages of web-shear specimens

Fig. 13 Strength increase ratios

7. 휨전단강도($V_{ci}$) 비교

TM-5는 휨전단강도를 평가하기 위한 실험체들이다. 실험체 <32-5-2>에 대한 휨전단강도에 대한 예상강도로 식 (2)를 사용할 때, $M_{cre}$산정을 위한 PC-HCS 하단부에서의 자중 및 프리스트레스에 의한 응력은 비합성 단면의 성질, $M_{cre}$ 자체는 합성단면의 성질을 이용하여 산정하였다. 이 때 자중은 무동바리 가정에 따라 PC-HCS와 덧침콘크리트를 포함하며, $V_{i}$ 및 Mmax는 가력하중을 사용하여 산정하였다. 전단력에 저항하는 단면의 크기는 복부전단강도에서 사용한 방법과 동일하다.

Fig. 14의 (a)에는 휨전단강도 $V_{ci}$에 대한 실험하중의 전단력을 비교한 결과, Fig. 14의 (b)에는 실험결과를 휨전단강도에 의한 예상강도($P(V_{ci})$)와 함께 휨모멘트 강도에 의한 예상강도($P(M_{n})$)를 비교하여 나타냈다.

본 논문의 5장에서 설명한 것처럼 TM-5 실험체들은 전단파괴보다는 휨파괴에 가까운 거동을 보였으며, Fig. 14의 (b)에서도 알 수 있듯이 실험체 강도 역시 $V_{ci}$에 의한 하중을 크게 상회하면서 연성적인 거동을 하였음을 알 수 있다. 강연선 슬립 역시 발생하기는 하였지만 강도에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 보였다. 이는 하중점의 위치가 부재 단부로부터 상당히 이격되어 있기 때문으로 판단해 볼 수 있다.

Table 6에는 예상강도와 실험강도, Fig. 15에는 예상강도 대비 실험강도의 강도비를 나타냈다. 그 결과 휨전단강도$V_{ci}$에 의한 강도비는 평균 1.46, 휨강도 Mn에 의한 강도비는 평균 0.96의 값을 보였다. HCS는 강연선 만에 의한 휨보강을 사용하므로 예상강도가 1.0에 근접하는 경우 충분한 휨거동을 한 것으로 평가할 수 있다. Fig. 8의 (d) 역시 휨거동에 가까운 하중-변위 형상을 보였다.

휨전단강도 평가를 위한 식 (2)는 세 가지 항의 식으로 구성되어 있다. 두 번째 항은 자중에 의한 전단력(하중으로 표현하면 Table 7의 $P_{ci}$(2), 세 번째 항은 휨균열이 발생했을 때의 전단강도(하중으로 표현하면 Table 7의 $P_{ci}$(3), 첫 번째 항은 기 발생한 휨균열이 사인장 균열로 이어지면서 파괴에 도달할 때까지 저항할 수 있는 추가적인 전단력(하중으로 표현하면 Table 7의 $P_{ci}$(1))을 의미한다. 이는 ^{Olesen 등(1965)}의 실험연구 결과를 역학적 방법으로 구성한 식이다.

Fig. 16은 Table 7의 결과를 막대 그래프로 나타낸 것이다. 그 결과 식 (2)의 세 번째 항인 균열강도 평가법($P_{ci}$(3))은 실험결과와 상당히 유사한 결과를 보였지만, 첫 번째 항($P_{ci}$(1))은 크게 다른 것을 알 수 있다. 따라서 설계식 (2)는 휨균열이 사인장 전단균열로 이어지면서 얻어지는 추가적인 강도($P_{ci}$(1))를 상당히 낮게 평가하고 있다는 것을 알 수 있다.

Fig. 14 Specimen 32-5-2

Fig. 15 Strength ratio of flexural-shear specimens

Fig. 16 Strength ratio of flexural-shear specimens

8. 설계법 분석

실험방법에 따라 일부 실험체에서 상대적으로 큰 슬립 변위가 발생하면서 파괴가 지연되는 경향을 보였기 때문에 Fig. 17에 변위-슬립의 상관관계를 나타냈다.

Fig. 17은 변위가 증가함에 따라 슬립도 비례로 증가하는 경향을 보이고 있으며, 복부전단 실험체에서 증가하는 기울기가 큰 것을 알 수 있다. 파괴에 대한 위험단면의 위치가 상대적으로 부재 끝단에 가까운 복부전단 실험체에서의 슬립이 강도에 더 영향을 미칠 수 있다는 것을 알 수 있다.

한편 TM-4 실험체의 복부전단강도가 강연선 슬립과 관계가 있다는 사실과 전단보강철근의 설치 방법 자체의 문제점을 설계법에 반영할 필요가 있다고 판단된다. Fig. 18에서는 전단보강철근에 의한 전단강도($V_{s}$)에 저감계수를 적용해 보면서 강도비(strength ratio)가 1.0에 근접하는 저감계수의 값을 찾아본 것이다. 여기서 저감계수는 설계기준에서의 강도감소계수와는 다른 추가적인 계수를 의미한다. 그 결과 저감계수 0.8을 적용했을 때, 평균 강도비 1.03의 결과를 보였다. Fig. 2에서와 같이 전단보강철근이 중공의 내부에만 위치하게 되는 점과 중공부에 대한 채움에서의 부실시공 가능성 등을 함께 고려해 볼 때 전단보강철근에 의한 전단강도($V_{s}$)에는 1.0보다 작은 저감계수를 적용하는 것이 바람직한 것으로 판단된다.

본 논문의 7장의 분석에서는 휨전단강도에 대한 설계식이 보수적인 평가식이 될 수 있다는 것을 알 수 있었다. 따라서 식 (2)의 첫 번째 항 $P_{ci}$(1)에 Fig. 16에서 얻어진 평균값인 2.6을 계수로 곱하면, Fig. 19와 같은 결과가 얻어진다. 그 결과 식 (2)에 의한 강도비는 1.28~1.59(평균 1.46)이었는데, 계수를 곱한 수정식에 의한 강도비는 1.01~1.18(평균 1.14)이 얻어진다.

이상과 같은 결과로부터 휨전단 파괴에 대한 설계식은 공칭강도를 보수적으로 평가하고 있을 수 있다고 판단할 수 있었다. 그러나 이를 결론적으로 단정하기에는 실험체 수가 충분하다고 볼 수 없기 때문에 보다 많은 수의 실험결과가 필요한 것으로 판단된다.

Fig. 17 Displacement–slippage relationships

Fig. 18 Proposed method for web-shear

Fig. 19 Proposed method for flexural-shear

9. 결 론

본 연구에서는 압출성형 방식으로 제작된 PC-HCS 부재와 합성-HCS 부재를 대상으로 구조실험을 수행하였다. HCS 실험체의 전단성능(복부전단 및 휨전단)을 평가하기 위하여 총 21개의 실험체를 대상으로 실험연구를 수행하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) 복부전단강도 실험체에 대한 예상강도 대비 실험강도의 평균 강도비로 TM-1은1.32, TM-3은 1.40, 그리고 TM-4는 0.93의 결과가 얻어졌다.

2) 전단보강철근이 없는 TM-1과 TM-3은 높은 강도비를 보였고, 전단보강철근이 있는 TM-4는 낮은 강도비를 보였기 때문에 전단보강철근의 기여도는 낮을 것으로 판단되었다.

3) 합성-HCS에서 전단보강철근의 낮은 기여도와 강연선 슬립, 그리고 현장 설치에서의 부실 가능성을 고려해 볼 때 전단보강철근의 기여도에는 1.0보다 작은 저감계수를 적용하는 것이 바람직 할 것으로 판단된다.

4) 전단보강철근이 없으며 PC-HCS의 높이가 317.5 mm 이상으로 큰 실험체(TM-1과 TM-3)의 전단강도는 낮아지는 결과를 보이지 않았다.

5) TM-5 실험체들은 하중-변위 곡선에서도 휨파괴에 근접하는 형상을 보였기 때문에 휨-전단 파괴에 대한 설계식은 실험체 강도를 보수적으로 평가하는 것으로 판단할 수 있었다.