3.1.1 실험강도 산정

실험을 통해 계측된 하중($P_{\exp}$, 가력하중의 1/2)을 바탕으로 실험체에 발생된 최대 휨모멘트($M_{\exp}$)는

으로 산정할 수 있다. 여기서, $a$는 전단경간 길이이다. 추가적으로 실험체의 자중에 의해 경간중앙에서 발생되는 휨모멘트($M_{d}$)는

으로 산정할 수 있다. 여기서, $L$은 지점사이 경간길이, $w_{d}$는 실험체의 자중에 의한 등분포 하중이며, $\gamma\times A_{g}$로 산정할 수 있다. $\gamma$는 철근콘크리트의 단위체적중량이고, $A_{g}$는 콘크리트의 단면적이다. 이 연구에서는 철근콘크리트의 단위체적중량($\gamma$)을 거푸집 및 동바리 설계기준(ACI 347R-14 1.4.1절)에 따라 24.0 ${k N}/{m}^{3}$으로 가정하였다. 실험체의 최대강도($M_{test}$)는 앞서 식 (1), (2)를 통해 산정된 $M_{\exp}$와 $M_{d}$의 합으로

으로 계산하였다.

3.1.2 균열 모멘트 및 공칭 휨강도

휨균열 발생 시 모멘트($M_{cr}$)는 미국 콘크리트 구조 설계기준(ACI318-19 24.2절)에 근거한 다음의 식 (4a) 및 (4b)를 이용하여 비합성단면과 합성단면에 대하여 각각

For Non-Composite Member

For Composite Member

으로 산정할 수 있다. 여기서, $f_{r}$은 콘크리트의 휨균열강도($0.63\sqrt{f_{ck}}$, MPa), $S_{b}$는 PC 부재의 단면 중립축에서 단면 하부까지의 단면계수(㎣), $S_{c}$는 합성부재의 단면 중립축에서 단면 하부까지의 단면계수(㎣), $A_{c}$는 PC 부재의 단면적(㎟), $P_{se}$는 긴장재의 유효긴장력(kN), $M_{d}$는 부재 자체 무게와 합성작용 이전에 적용된 하중으로 인한 모멘트(kN・m), $e$는 단면 중립축으로부터 긴장재 중심까지의 거리(㎜)이다.

한편 프리스트레스트 콘크리트 부재의 공칭휨강도($M_{n}$)는 미국 콘크리트 구조설계기준(ACI318-19 22.3절)에서 제시하고 있는 강도설계법에 근거하여

으로 산정할 수 있다. 여기서, $A_{ps}$는 인장영역에서 긴장재의 단면적(㎟), $A_{s}$는 인장철근의 단면적(㎟), $A_{s}'$은 압축철근의 단면적(㎟), $f_{ck}$는 콘크리트의 설계기준 압축강도(MPa), $f_{ps}$는 부재가 공칭강도를 발휘할 때 긴장재의 인장응력(MPa), $d_{p}$, $d$ 및 $d'$는 각각 압축단부에서 하부 긴장재의 도심, 인장철근의 도심, 그리고 압축철근의 도심까지의 거리(㎜), $a$는 압축을 받는 콘크리트의 등가 직사각형 응력블럭의 깊이(㎜), $b$는 압축영역에서의 유효폭(㎜) 이다. 압축 응력블럭의 깊이 $a$를 산정시, 토핑콘크리트가 합성되지 않은 HCS 유닛 실험체에 대해서는 HCS 유닛의 압축 강도 $f_{ck_{-}p}$, 토핑콘크리트가 타설된 합성 슬래브 실험체에 대해서는 토핑콘크리트의 압축 강도 $f_{ck_{-}t}$를 적용하였다. 부재가 공칭강도를 발휘할 때 긴장재의 인장응력($f_{ps}$)은

으로 산정할 수 있다. 여기서, $f_{pu}$는 긴장재의 인장강도(MPa), $\gamma_{p}$는 긴장재의 종류에 따른 계수($f_{py}/f_{pu}\ge 0.80$일 때 0.55, $f_{py}/f_{pu}\ge 0.85$일 때, 0.40, $f_{py}/f_{pu}\ge$0.90 일 때 0.28이며, 이 연구에서는 0.28을 적용하였음), $\beta_{1}$은 등가직사각형 압축응력블록과 관련된 계수(=$a/c$), $\rho_{p}$는 긴장재 비(=$A_{ps}/bd_{p}$), $\omega$는 인장철근의 강재지수(=$\rho f_{y}/f_{ck}$, $\rho =A_{s}/bd$), $\omega'$ 은 압축철근의 강재지수(=$\rho'f_{y}/f_{ck}$, $\rho'=A_{s}'/bd$)이다.

3.2.1 균열 및 파괴 양상

Fig. 5에는 실험체들의 균열패턴 및 파괴양상을 나타내었다. 모든 실험체에서는 최대 휨모멘트 영역에서 최초의 휨균열이 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라 양 단부방향으로 추가적인 휨 균열이 발생하였다. HCS 유닛에 전단철근이 배치되지 않은 NN 실험체는 공칭강도에 도달하기 이전에 Fig. 5(a)에 나타낸 것과 같이 좌측 전단경간 내에 사인장 균열이 발생함과 동시에 파괴되었다. 전단철근이 웨브에 배치된 NS 실험체의 경우, 하중이 증가함에 따라 휨균열의 폭이 비례해서 증가하는 양상을 보였으며, 공칭강도를 넘어선 하중에서 Fig. 5(b)에 나타낸 바와 같이 우측 단부에서 경사균열이 발생함과 동시에 파괴되었다. 결과적으로, NN 및 NS 실험체 모두 사인장 균열에 의해 파괴되었으나, HCS 유닛 웨브에 전단철근이 배치된 NS 실험체가 비교적 안정적인 휨거동을 보였다.

토핑콘크리트가 합성되고 HCS 유닛 웨브에 전단철근이 배근된 CS 실험체는 파괴직전까지 상부토핑이 없는 비합성 슬래브와 거의 동일한 균열패턴을 보여주었으며, 휨균열이 가력점 주변으로 균등하게 확산되는 전형적인 휨 거동을 보였다. 하중이 증가함에 따라 토핑콘크리트와 HCS 유닛 사이에서 수평전단균열이 관측되었으나 균열폭의 증가는 관측되지 않았다. 또한, Fig. 5(c)에 나타낸 것과 같이 휨균열이 경사 균열로 발전하는 경향을 보였으나, 전단균열의 폭은 크게 증가하지 않았으며, 최대 하중 시점에서 휨균열 폭이 급격히 증가함에 따라 실험을 종료하였다. 실무에서 폭넓게 활용되고 있는 중공채움공법이 적용된 CC 실험체의 경우, 초기 균열패턴은 CS 실험체와 유사한 경향을 보였다. 그러나, 가력도중 토핑콘크리트와 HCS 유닛 계면에서 분리가 발생하였으며, 이후 가력점에서 지점으로 향하는 전단 균열이 발생함과 동시에 파괴되었다.

Fig. 5 Crack patterns after failure

3.2.2 하중-변위 응답

Fig. 6에는 실험체의 하중-변위 응답을 나타내었으며, 여기서 처짐은 실험체 중앙 하단부에 설치된 변위계로부터 계측된 변위이다. 그래프의 좌측 세로축에는 하중, 우측 세로축에는 이에 대응되는 휨모멘트를 나타내었다.

모든 실험체에서는 최대 휨모멘트 영역에서 최초의 휨균열이 발생하였으며, 이후 실험체의 강성이 서서히 감소하였다. 토핑콘크리트가 합성되지 않은 HCS 유닛 실험체인 NN 및 NS 실험체들에서 최초의 휨균열은 각각 195.9 kN과 203.9 kN에 발생되었으며, 이때의 변위는 평균 8.75 ㎜ 이었다. 이후 강성이 서서히 감소되었지만 하중은 지속적으로 증가하였으며, NN 및 NS 실험체는 각각 415.9 kN(최대 변위 127 ㎜)과 510.9 kN(최대 변위 183 ㎜)에서 부재 단부로부터 시작된 사인장 균열의 발생과 동시에 파괴되었다. 전단철근이 HCS 유닛 웨브에 배치된 NS실험체의 경우 스터럽이 보강되지 않은 NN실험체와 비교하여 약 23% 높은 강도를 보였으며, 파괴 시점까지 보다 연성적인 거동을 나타내었다. 이는 HCS 유닛 웨브에 배치된 전단철근이 부재의 구조성능에 유효하게 기여하였음을 의미한다. 두께 150 ㎜의 토핑콘크리트가 합성된 CS 및 CC 실험체들의 경우 최초 휨균열은 각각 280.7 kN 및 286.1 kN에 발생되었으며, 이때의 변위는 평균 6.01 ㎜이었다. 이후 하중은 선형적으로 증가하는 경향은 보였으며 CS 및 CC 실험체의 최대하중은 각각 628.7 kN과 581.1 kN이었고, 최대변위는 각각 122 ㎜ 와 95 ㎜ 로 계측되었다. 토핑콘크리트가 있는 C계열 실험체들의 경우, 실험 계획 시 토핑콘크리트로 인해 긴장재의 유효깊이($d_{p}$)가 증가함에 따라 HCS 유닛 실험체인 N계열 실험체보다 높은 휨강도를 보일 것으로 예상하였다. 그러나, 상부의 토핑콘크리트와 중공채움기법이 적용된 CC 실험체에서는 토핑콘크리트와 HCS 유닛이 완전한 합성거동을 보이지 못하고, 일부 분리가 발생되며 취성적인 파괴모드가 관측되었다. 이와는 달리 전단철근이 HCS 유닛 웨브에 직접 보강된 CS 실험체의 경우 CC 실험체에 비해 토핑콘크리트와 HCS 유닛이 비교적 안정적인 합성거동을 보였으며, 이에 따라 약 10% 높은 강도를 발휘하였다. 이는 HCS 유닛 내에 배치된 전단철근은 연직방향의 전단저항과 더불어 HCS와 토핑콘크리트 사이에 발생하는 수평전단력에도 유효하게 저항하였기 때문으로 판단된다. 다만, 앞서 설명한 것과 같이, 하중제어로 실험이 진행되었기 때문에 최대하중 도달 이후의 변형능력을 평가하기 위한 가력은 불가하였다.

Fig. 6 Load-deflection relationships

3.2.3 실험체 성능 평가

Table 2에는 식 (4a)-(6)을 통해 실험체들의 균열모멘트강도($M_{cr}$) 및 공칭휨강도($M_{n}$)를 평가하였다. 또한, 강도감소계수($\phi$)를 고려한 설계 휨강도($\phi M_{n}$)도 함께 산정하였으며, 그 결과를 경간길이를 적용한 하중값($P_{cr, DGN}$, $P_{n}$ 및 $\phi P_{n}$)으로 환산하여 나타내었다. 먼저, 식 (4a)를 기반으로 계산된 토핑

콘크리트가 합성되지 않은 HCS 유닛 실험체인 NN실험체와 NS실험체의 예상균열하중은 155.76 kN으로써 실제 NN실험체와 NS실험체의 균열하중 대비 각각 26%와 31% 의 오차를 나타내었다. 또한, 전단철근이 배치되지 않은 NN 실험체의 경우, 공칭 휨강도에 도달하기 이전에 파괴가 발생한 것으로 평가 되었으며, 전단철근이 HCS 유닛 웨브에 배치된 NS 실험체는 공칭 휨강도 이상을 발휘하는 구조성능을 가진 것으로 나타났다.

토핑콘크리트가 합성된 CS 실험체와 CC 실험체의 경우, 실험을 통해 계측된 균열하중과 식 (4b)를 통해 예측한 휨균열강도의 비는 각각 1.11 와 1.13 이었다. 전단철근이 HCS 부재에 직접적으로 보강된 CS 실험체는 공칭휨강도와 유사한 실험결과를 보여주었으나 중공채움을 통해 간접 보강된 CC 실험체는 현행설계기준을 통해 계산된 휨강도보다 12% 작은 실험결과를 보여주었다. 다만, 실제 설계 시에는 안전율을 반영한 강도감소계수($\phi$)가 적용되며, 이를 고려할 경우, 실험을 통해 계측된 CS 실험체와 CC 실험체의 최대하중과 계산된 휨강도의 비는 각각 1.05 과 0.97 이었으며, CS 실험체가 CC 실험체보다 향상된 휨성능을 나타냈다.