2.1 실험체 계획 및 변수

본 연구에서는 플랫플레이트 구조의 내부 기둥-슬래브 접합부를 대상으로 총 5개의 실험체를 제작하였다. 실험체는 일반 철근콘크리트 기준 실험체 RC 1개와 고성능 프리캐스트 콘크리트 보강재를 국부적으로 적용한 변수 실험체 4개로 실험체의 형상과 배근 상세는 Fig. 1에 나타내었다. 모든 실험체는 보강재 적용 여부와 변수 효과를 비교하기 위하여 동일한 평면 크기, 슬래브 두께, 기둥 단면, 유효깊이 및 휨철근비를 갖도록 계획하였다.

실험체의 평면 크기는 2,400 mm × 2,400 mm, 슬래브 두께는 200 mm, 유효깊이는 180 mm, 기둥 단면은 250 mm × 250 mm이다. 휨파괴를 방지하기 위해 D16 철근을 70 mm 간격으로 배치하였다. 기준 실험체 RC는 슬래브 전체를 27 MPa급 콘크리트로 제작하였다. 변수 실험체의 기둥부와 PC 보강재는 일체로 타설하였으며, PC-CIP 접합면은 수평면에 대해 63.4°의 경사로 형성하였다. 접합면에는 표면 요철이 형성되도록 요철 거푸집을 사용하였다. 본 실험체에는 슬래브의 뚫림전단 보강을 위한 스터럽을 별도로 배치하지 않았다. PC 부재와 CIP 슬래브의 휨철근은 제한된 슬래브 두께 내에서 정착성능을 확보하고 이음길이를 단축하기 위하여 180° 갈고리 철근을 이용하여 겹침이음하였다. PC 보강재를 양생한 후 주변부에 현장타설 콘크리트(cast-in-place concrete, CIP)를 타설⋅양생하여 실험체를 제작하였다.

주요 변수는 보강재 너비와 강섬유 혼입률이다. 보강재 너비는 기둥면을 기준으로 양측으로 각각 200 mm, 400 mm 확장된 650 mm와 1050 mm로 계획하였으며, 본 논문에서는 이를 각각 2h 및 4h 보강 실험체로 구분하였다. 강섬유는 PC 보강재에만 혼입하였으며 RC 기준 실험체와 PC 보강재 외측의 CIP 콘크리트에는 혼입하지 않았다. PC 보강재의 강섬유 혼입률은 0%와 1%로 설정하였다. 실험체 명칭은 콘크리트 목표 압축강도, 강섬유 혼입률 및 보강재 너비를 반영하여 PC-0%-2h, PC-0%-4h, PC-1%-2h 및 PC-1%-4h로 표기하였다.

Fig. 1 Details of specimens

2.2 재료 특성

실험체에는 27 MPa급 콘크리트와 100 MPa급 콘크리트를 사용하였고, 실험체 제작에 사용된 콘크리트 배합은 Table 1에, 재료시험으로 측정한 압축강도는 Table 2에 정리하였다. 콘크리트 압축강도는 직경 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 공시체를 제작하여 KS F 2405에 따라 측정하였다. 일반 콘크리트의 평균 압축강도는 25.4 MPa로 나타났다. 강섬유가 혼입되지 않은 콘크리트의 평균 압축강도는 91.6 MPa였으며, 강섬유가 1% 혼입된 고성능 콘크리트는 101.4 MPa로 나타났다.

PC 보강재는 직선형 강섬유를 사용하였다. 강섬유의 길이는 13 mm, 직경은 0.20±0.01 mm, 형상비는 65, 밀도는 7.9 g/cm³, 인장강도는 2,500 MPa이다. 슬래브 휨철근으로 사용한 D16 (SD500) 철근에 대하여 KS B 0802 기준에 따른 인장시험을 3회 수행하였다. 항복강도는 각각 538.27 MPa, 565.46 MPa 및 577.04 MPa로 측정되었으며, 평균 항복강도는 560.26 MPa였다. 항복변형률은 각각 0.0027, 0.0028 및 0.0029로 측정되었으며, 평균 항복변형률은 0.0028이었다.

휨인장시험은 KS F 2408 및 KS F 2566에 따라 수행하였다. 시험체 중앙 하단부에는 노치를 형성하였으며, 노치 단부에 클립게이지를 설치하여 CMOD(Crack Mouth Opening Displacement, CMOD)를 측정하여 Table 3에 나타내었다. 잔류 휨인장강도는 CMOD 0.5 mm, 1.5 mm, 2.5 mm 및 3.5 mm에서의 값을 사용하였다. 이 값은 fib Model Code에서 사용하는 잔류강도 형식을 따른 것으로, KS 기준에 따른 휨시험 결과에서 균열 이후 인장저항을 정량화하기 위해 사용하였다.

2.3 가력 및 계측 계획

실험체 변수에 따른 뚫림전단 거동과 파괴양상을 동일한 조건에서 비교하기 위하여 모든 실험체는 동일한 지지 및 가력 조건으로 Fig. 2와 같이 실험하였다. 슬래브 하부 4면에는 끝단에서 200 mm 떨어진 위치에 힌지를 설치하였다. 하중은 2,000 kN 용량의 액추에이터를 사용하여 기둥부에 집중하중 형태로 재하하였고, 가력은 변위제어 방식으로 수행하였다. 하중 속도는 0.6 mm/min으로 설정하였다.

재하 중 슬래브의 처짐거동을 평가하기 위하여 슬래브 중앙부에 LVDT를 설치하였으며, 중심부 수직변위를 기준으로 각 실험체의 하중-처짐 관계를 비교하였다. 또한 인장철근의 항복 여부와 변형률 집중 위치를 확인하기 위하여 Fig. 3(a)와 같이 기둥면을 기준으로 외측 0.5d, 1.0d, 1.5d 및 PC 보강재 외곽면에서 0.5d 떨어진 위치에 철근 변형률 게이지를 부착하였다. 여기서 $b_{pc}$는 기둥면에서 PC 보강재 외곽면까지의 거리를 의미한다. Fig. 3(b)는 실험체 중심부를 기준으로 나타낸 1/4 평면도로 슬래브 중심축을 나타낸다. 콘크리트 압축 변형률 게이지는 기둥 주변의 압축응력 전달과 PC 보강재 폭에 따른 변형률 분포를 확인하기 위하여 중심축을 따라 기둥면에서 외측 0.5d, 1.0d, 1.5d 및 PC 보강재 외곽면에서 0.5d 떨어진 압축부 표면에 부착하였다.

Fig. 2 Test set-up

Fig. 3 Location of strain gages

Fig. 4 Load-Deflection

3.1 하중-처짐 관계

각 실험체의 하중-처짐관계를 Fig. 4에 나타내었으며, 최대하중과 최대하중 시 중앙부 처짐은 Table 4에 정리하였다.

모든 실험체는 최대하중 이후 급격한 내력 저하를 보이며 뚫림전단파괴 양상을 나타냈다. RC 실험체의 최대하중은 582.6 kN이고, 고강도 프리캐스트 보강재가 적용된 실험체는 RC 실험체보다 큰 최대하중을 보였다. PC-0%-2h, PC-0%-4h 실험체의 최대하중은 각각 775.2 kN, 812.8 kN으로 RC 실험체 대비 33.1%, 39.5% 증가하였다. PC-1%-2h, PC-1%-4h 실험체의 최대하중은 각각 1007.8 kN, 1326.0 kN으로 RC 실험체 대비 73.0%, 127.6% 증가하였다.

보강재 폭이 2h에서 4h로 증가함에 따라 최대하중은 PC-0% 계열에서 약 5%, PC-1% 계열에서 약 32% 증가하였다.

3.2 철근 및 콘크리트 변형률 분포

각 실험체의 철근 인장 변형률 및 콘크리트 압축 변형률 분포를 Fig. 5에 나타내었다. 변형률은 최대하중 $P_{peak}$을 기준으로 $0.25P_{peak}$, $0.5P_{peak}$, $0.75P_{peak}$ 및 $P_{peak}$ 단계에서 비교하였다.

모든 실험체에서 철근 인장 변형률과 콘크리트 압축 변형률은 기둥면에 가까운 위치에서 크게 나타났다. 이는 뚫림전단에 의한 변형이 기둥 주변부에 집중되었기 때문이다. RC 및 PC-0% 실험체는 최대하중 시점에서도 휨철근이 항복변형률에 도달하지 않았고, 콘크리트 압축 변형률도 0.002 이하에 머물렀다. 따라서 이들 실험체는 휨철근 항복 이전에 뚫림전단 파괴에 도달한 것으로 판단된다.

반면 PC-1%-2h는 계면 부근, PC-1%-4h 실험체에서는 기둥면에 가까운 위치에서 철근 변형률이 최대이다. 이는 강섬유 혼입 배합에서 균열 이후에도 균열면을 따라 인장력이 전달되어 접합부가 더 큰 변형 수준까지 하중에 저항한 결과로 판단된다. 이러한 경향은 하중-처짐관계에서 강섬유 혼입 실험체의 최대하중 시 처짐이 증가한 결과와도 일치한다. 다만 모든 실험체가 최대하중 이후 급격한 하중저하를 동반한 취성적인 파괴를 보이므로 본 연구에서는 이를 에너지 소산량으로 평가하지 않았다.

압축측 콘크리트 변형률 분포는 강섬유 혼입 여부에 따라 서로 다른 경향을 보였다. PC-0% 실험체는 기둥 인접부에서 변형률이 집중되고 외측으로 갈수록 감소한 반면, PC-1% 실험체는 변형률 증가 범위가 확대되었다. PC-1%-2h는 PC-CIP 계면 부근에서, PC-1%-4h는 PC 부재 내부와 외측 인근에서 변형률 변화가 나타났다. 이러한 차이는 하부 균열 및 절단면에서 확인된 파괴면 형성 위치와 관련된 것으로 판단된다.

Fig. 5 Distribution of strain

3.3 파괴면 형상 및 파괴모드

최종 파괴 후 각 실험체의 절단면 균열과 하부 균열 분포를 Fig. 6 및 Fig. 7에 나타내었다. 본 연구에서는 하부면 균열의 최외곽 위치가 아니라, 절단면에서 확인된 주 경사균열이 PC 부재 내부 또는 PC 부재 외측의 CIP 콘크리트 영역 중 어느 영역을 통과하였는지를 기준으로 파괴모드를 분류하였다.

기준 실험체 RC는 PC-CIP 계면을 갖지 않는 일반 RC 슬래브이므로 파괴모드 분류에서 제외하였다. RC 실험체의 하부 파괴균열은 기둥면으로부터 약 207 mm 떨어진 위치에서 관찰되었으며, 절단면에서도 기둥 주변으로부터 경사균열이 발달하였다.

PC-0%-2h 실험체의 하부면 균열은 기둥면으로부터 약 251 mm 떨어진 위치에 형성되었다. 절단면에서 확인된 주 경사균열이 PC 부재 내부를 통과하였으므로 내부파괴로 분류하였다.

PC-1%-2h 실험체의 하부면 균열은 기둥면으로부터 약 338 mm 떨어진 위치까지 발달하여 PC 보강재 외측으로 확장된 양상을 보였다. 그러나 절단면에서는 주 경사균열이 기둥면 부근에서 시작하여 PC 부재를 관통한 것으로 확인되어 내부파괴로 분류하였다. PC-0%-2h 실험체보다 하부 균열의 분포범위가 외측으로 확대된 현상은 강섬유의 균열가교작용과 관련된 것으로 해석될 수 있으나, 각 변수별 실험체가 1개이므로 그 영향을 일반화하기는 어렵다.

PC-0%-4h 실험체의 하부면 외곽 균열은 기둥면으로부터 약 285 mm 떨어진 위치에 형성되었다. PC 부재의 폭이 4h로 증가하였음에도 주 경사균열은 PC 부재 내부를 통과하였으므로 내부파괴로 분류하였다.

PC-1%-4h 실험체에서는 하부면 균열이 기둥면으로부터 약 609 mm 떨어진 위치에서 관찰되었다. 절단면에서도 주 경사균열이 PC-CIP 경계를 넘어 외측 CIP 콘크리트 영역에 형성된 것으로 확인되어 외부파괴로 분류하였다.

동일한 4h 보강폭을 갖는 PC-0%-4h 실험체는 내부파괴를 나타낸 반면, PC-1%-4h 실험체에서는 외부파괴가 관찰되었다. 본 실험결과만으로 PC 보강재 폭의 증가가 파괴면을 외측으로 이동시킨다고 일반화하기는 어렵다. 또한 외부파괴가 PC-1%-4h 실험체에서만 관찰된 점을 고려하여, 본 절의 결과는 각 실험조건에서 확인된 파괴양상으로 한정하였다.

Fig. 6 Cross-sectional crack patterns

Fig. 7 Crack Patterns of Specimens

4.1 설계기준 및 CSCT에 따른 뚫림전단강도 산정

KDS, ACI 318 및 Eurocode 2의 뚫림전단강도는 위험단면 둘레, 유효깊이 및 콘크리트 전단응력을 이용하여 산정된다. 본 연구에서는 각 기준식의 계산강도를 다음과 같은 기본 형태로 정리하였다.

여기서 $v_c$는 기준별 콘크리트 전단응력, $b_0$는 위험단면 둘레, $d$는 유효깊이이다. ACI 318-25와 2022년 개정된 KDS 14 20 22는 기둥면으로부터 $d/2$ 위치에 위험단면을 설정하며, Eurocode 2, EN 1992-1-1:2004는 기둥면으로부터 $2d$ 위치에 위험단면을 설정한다. 본 연구에서는 설계기준에 포함된 안전여유가 아니라 각 기준식의 예측성능을 실험강도와 비교하기 위하여 콘크리트 압축강도에 재료시험에서 얻은 실측 평균값을 적용하였다. 이에 따라 CIP 콘크리트에는 25.4 MPa, 강섬유 무혼입 PC 콘크리트에는 91.6 MPa, 강섬유 1% 혼입 PC 콘크리트에는 101.4 MPa를 적용하였다. Eurocode 2의 $f_{ck}$에도 동일한 실측 평균 압축강도를 대입하였다.

ACI 318과 KDS의 강도감소계수는 적용하지 않았으며($\phi=1.0$), Eurocode 2의 콘크리트 재료안전계수도 $\gamma_c=1.0$으로 적용하여 계산강도를 비교하였다. 모든 실험체는 보통중량 콘크리트로 간주하여 경량콘크리트 수정계수 $\lambda=1.0$을 적용하였다. 계산에는 유효깊이 $d=180\text{ mm}$와 Table 5에 제시한 위험단면 둘레 $b_0$, 휨철근비 $\rho_l=0.015$를 사용하였다. ACI 318에서는 정사각형 내부기둥 조건에 따라 $\beta=1.0$, $\alpha_s=40$, $\lambda_s=1.0$을 적용하였으며, Eurocode 2에서는 휨철근비 $\rho_l=0.015$와 크기효과계수 $k=2.0$을 적용하였다.

본 연구에서는 고강도 영역에서의 기준식 적용특성을 검토하기 위해 별도의 압축강도 상한을 적용하지 않고 실측강도를 직접 사용하였다. 각 기준의 콘크리트 전단응력은 다음과 같다.

1) KDS 14 20 22 (4.11.2)

$\lambda$는 경량콘크리트의 영향을 고려하는 계수이고 $k_s$는 슬래브의 크기효과를 고려하는 계수이다. $k_{bo}$는 위험단면 형상 및 둘레길이의 영향을 고려하는 계수이다. $f_{te}$는 압축대 콘크리트의 인장강도이며 $f_{cc}$는 압축대에 발생하는 콘크리트 평균압축응력을 의미한다. $\psi$는 슬래브 휨 압축대에서 형성되는 균열각이며 $c_u$는 접합부 주변 슬래브 압축대 깊이의 평균값으로 이러한 계수들은 KDS 14 20 22의 산정식에 따라 계산하였다.

2) ACI 318-25 (22.6.5.2)

$\lambda_s$는 크기효과 수정계수이며 $\lambda$는 경량콘크리트의 영향을 고려하는 수정계수이다. $f_c^\prime$는 콘크리트 압축강도이다. $\beta$는 기둥 또는 하중 작용면의 단변에 대한 장변의 비를 의미하며 $\alpha_s$는 기둥 위치에 따른 영향을 고려하는 계수이다. $b_o$는 위험단면의 둘레길이이고 $d$는 슬래브 유효깊이를 의미한다.

3) Eurocode 2 (6.4.4)

$\gamma_c$는 콘크리트의 재료안전계수이며 $k$는 슬래브 유효깊이에 따른 크기효과를 고려하는 계수이다. $\rho_l$은 슬래브의 인장철근비를 의미하며 $f_{ck}$는 콘크리트 특성압축강도이다. $b_0$는 위험단면의 둘레길이이고 $d$는 슬래브 유효깊이를 의미한다.

본 연구에서는 실험강도와 각 기준식의 예측성능을 비교하기 위하여 위험단면이 통과하는 재료의 실측 평균압축강도를 적용하였다. 고강도 콘크리트의 압축강도는 별도로 제한하지 않았으며, ACI 318-25의 압축강도 상한과 KDS 및 Eurocode 2 일반식의 고강도 적용범위는 기준식의 적용한계로 검토하였다.

CSCT 계산은 유효깊이 $d=180\text{ mm}$, 휨철근비 $\rho_l=0.015$, 콘크리트의 실측 평균압축강도 및 Table 3의 잔류휨인장강도를 적용하였으며 Maya et al.(2012)에서 제안한 강섬유 보강 콘크리트 슬래브의 CSCT 기반 모델을 적용하였다. 본 연구에서는 해당 모델의 계산 절차에 따라 CSCT 값을 산정하였다.

여기서 $V_{R,c}$는 CSCT에 의한 콘크리트 기여분이며, $V_{R,f}$는 강섬유의 잔류인장응력에 의한 기여분이다.

각 설계기준은 위험단면의 위치와 콘크리트 전단저항의 산정변수에서 차이를 갖는다. KDS는 압축대의 재료특성과 크기 및 위험단면 형상에 관한 계수를 적용하고, ACI 318은 콘크리트 압축강도, 슬래브 크기 및 기둥 형상의 영향을 고려한다. Eurocode 2는 콘크리트 압축강도와 함께 휨철근비 및 크기효과를 반영하며, 위험단면을 기둥면으로부터 2d에 설정한다. 그러나 이들 기준은 모두 균질한 슬래브에 설정된 위험단면을 전제로 하므로, PC-CIP 재료경계와 파괴영역에 따른 재료특성의 변화를 직접 구분하지 않는다. 이에 본 연구에서는 기둥면을 기준으로 한 내부 위험단면과 PC 보강부 외곽을 기준으로 한 비교용 외부 위험단면을 각각 적용하여 실험에서 관찰된 파괴영역과의 대응성을 검토하였다.

4.2 내부⋅외부 위험단면에 따른 예측강도 비교

3.3절에서 확인된 파괴모드에 따라 PC 보강재 내부와 외측 CIP 콘크리트 영역에 위험단면을 각각 설정하고, KDS, ACI 318 및 Eurocode 2에 의한 예측강도를 실험강도와 비교하였다. 또한 Maya et al.(2012)의 CSCT 기반 모델에 의한 예측강도를 함께 검토하였으며, 실험강도와 예측강도의 비는 Fig. 8에 나타내었다.

내부 위험단면(in)은 기둥면을 기준으로 각 설계기준에서 규정한 거리에 설정하였으며, 외부 위험단면(out)은 PC 보강재 외곽면을 기준으로 동일한 방법을 적용하여 설정하였다. 내부 위험단면에는 PC 콘크리트의 실측 압축강도를 적용하였고, 외부 위험단면에는 CIP 콘크리트의 실측 압축강도를 적용하였다. 외부 위험단면은 현행 설계기준에 별도로 규정된 단면이 아니라, 외측 CIP 콘크리트 영역에서 관찰된 파괴양상과의 대응성을 검토하기 위하여 설정한 비교용 단면이다.

내부 위험단면은 모든 실험체에서 기둥 단면과 유효깊이가 동일하므로, PC 보강재 폭이 증가하여도 위험단면 둘레 $b_0$와 면적 $b_0 d$가 동일하게 산정되었다. 반면 외부 위험단면은 PC 보강재 외곽을 기준으로 설정되므로, 보강재 폭이 2h에서 4h로 증가함에 따라 $b_0$와 $b_0 d$가 증가하였다. 각 위험단면의 위치, 둘레, 면적 및 적용 재료강도는 Table 5에 정리하였으며, 기준별 예측강도는 Table 6에 나타내었다.

Fig. 8 Comparison of strength ratios

3.3절에서 내부파괴로 분류된 실험체의 경우 외부 위험단면은 절단면에서 확인된 주 파괴영역과 차이를 보였다. 반면 PC-1%-4h 실험체에서는 파괴면이 외측 CIP 콘크리트 영역에 형성되어, 외부 위험단면의 위치와 적용 재료강도가 관찰된 파괴양상과 상대적으로 잘 부합하였다. Maya et al.(2012)의 CSCT 기반 모델은 강섬유의 기여를 반영하였으나, PC 보강재 폭과 PC-CIP 재료경계를 구분하지 않아 동일 배합의 2h와 4h 실험체에 동일한 예측강도를 산정하였다.

따라서 본 연구에서 설정한 외부 위험단면은 새로운 설계단면을 제안하기 위한 것이 아니라, 실험에서 확인된 파괴영역과 기준별 계산결과의 대응성을 검토하기 위한 비교용 단면으로 적용하였다.

4.3 현행 설계식 및 CSCT모델의 한계

KDS, ACI 318 및 Eurocode 2는 균질한 철근콘크리트 슬래브를 대상으로 일정한 위치에 위험단면을 설정한다. 그러나 합성 플랫플레이트에서는 파괴면이 PC 부재 내부 또는 외측 CIP 콘크리트 영역에 형성될 수 있어, 하나의 위험단면을 일률적으로 적용하면 실제 파괴양상과 다른 결과가 나타날 수 있다. 내부 위험단면은 PC 부재의 재료강도를 반영할 수 있지만 보강재 크기의 변화가 위험단면적에 포함되지 않으며, 외부 위험단면은 보강재 폭에 따른 둘레 변화를 고려할 수 있으나 내부파괴 실험체의 실제 파괴위치와 차이가 있다. 또한 현행 설계식은 강섬유의 잔류휨인장강도와 균열면에서의 가교작용을 직접 고려하지 않는다. CSCT 기반 모델은 강섬유의 기여를 반영하지만, 국부적으로 적용된 PC 부재의 폭과 PC–CIP 경계를 구분하지 못해 재료특성이 같은 실험체를 동일한 강도로 평가한다. 따라서 파괴면의 위치와 위험단면적, 강섬유의 균열 후 인장저항을 고려한 평가가 필요하다.