2.1 선행 연구 및 합성바닥구조 개요

개발된 합성바닥구조는 Fig. 1과 같이 부분 PC, 인장 철근, 트러스 철근, U형 단면과 채움 콘크리트로 구성된다. 시공하중 상태에서 슬래브 형태의 부분 PC와 인장 철근은 인장력에 저항하고, U형 단면과 채움 콘크리트는 상부 압축력에 저항한다. 트러스 철근은 U형 단면 강재 측면에 용접되어 U형 단면 강재의 위치를 고정하며, 상부 토핑 콘크리트 경화 후에는 전단마찰력에 의해 신구 콘크리트가 일체 거동하여 영구하중에 저항할 수 있게 한다. 상부 토핑 콘크리트 내부의 중공부(void)는 합성바닥구조의 중량감소를 위해 계획하였다. 중립축 부근에 위치하여 휨 강도에 영향이 적고, 전단력에 대해서는 부분 PC와 상부의 콘크리트로 충분하다. 또한 수평전단력에 대해서는 전단마찰로 설계하므로 중공부는 영향을 주지 않는다.

2.2 선행 연구

선행 연구(Kim et al. 2019)⁽⁵⁾에서는 시공 단계에서 합성바닥구조의 휨 성능을 평가하였다. 실험변수는 U형 단면 폭, 부분 PC 폭, 콘크리트 압축강도로 설정하였다. 연구 결과 모든 실험체가 부분 PC 중앙 하부에 휨 균열 발생 후, 가력하중이 트러스 좌굴 하중에 도달하고 트러스 철근에 연쇄적으로 좌굴이 발생하여 파괴되었다. [실제 트러스 좌굴강도]/[예상 트러스 좌굴강도] 비의 평균이 1.00, 변동계수가 10.1 %로 시공 단계에서는 트러스 좌굴이 전체강도를 지배하는 것으로 평가된다. 설계시공하중에서는 모든 실험체에서 균열이 발생하지 않았다. 개발된 합성바닥구조는 시공하중에 적절한 구조적 거동특성을 확보하는 것으로 나타났다.

2.3 영구하중 상태 설계법

영구하중에 대해서는 합성바닥구조의 완전 일체 거동을 가정하여 일반적인 철근콘크리트 휨부재로 설계한다. 강도설계법(KCI 2017)⁽³⁾에 따라 휨 강도와 전단강도를 설계하고 신구 콘크리트 경계면의 수평전단강도와 사용하중에 대해 처짐을 검토한다.

3.1 설계하중

건축구조기준(AIK 2016)[1]에 따라 설계에 사용된 사용하중을 Table 1에 정리하였다. 슬래브 자중에 마감을 더한 고정하중과 활하중에 하중계수를 곱하여 설계하중을 결정하였다.

3.2 실험 변수 및 실험체 설계

U형 단면의 폭은 채움 콘크리트가 충분한 압축력을 받을 수 있도록 140 mm로 하였고, 부분 PC의 폭은 시공 시 양중 무게를 고려하여 500 mm로 하였다.

하부 인장 철근은 모두 SD400으로 계획하고 카이저 트러스에 용접된 D13 2가닥과 추가 배근된 D10 4가닥으로 구성하였다.

부분 PC 콘크리는 40 MPa, 토핑 콘크리트는 24 MPa로 설계하였다. 단면에 중공부 유무로 구분하여 총 2개 실험체를 계획하였다. 중공부의 크기는 100×100 mm로 U형상 강재와 부분 PC 사이에 설치하였다. 실험체의 전체 길이는 3.6 m이고 실험체의 높이는 270 mm이다. 휨 거동을 유도하기 위해 전단 경간비는 3 이상인 4.6으로 계획하였다.

PL-C140-F40-500은 합성 후 실험체이고, PL-C140- F40- 500-V는 자중 감소 효과를 위한 중공부가 있는 실험체이다. 실험체 상세를 Fig. 3에 나타내었다.

3.3 가력 및 계측계획

휨 실험체 및 가력 장치의 설치를 Fig. 4에 나타내었다. 만능시험기(universal testing machine) 바닥판에 고정된 지점 위에 실험체를 설치하였다. 실험체 위에 2점 가력 철물을 설치한 후 만능시험기를 이용하여 가력을 실시하였다. 처짐 측정을 위하여 실험체 중앙부 좌우측에 1개씩 총 2개의 변위계(LVDT)를 설치하였다. 상부 콘크리트 면에 콘크리트 변형률 게이지(strain gauges) 2개와 부분 PC에 매립된 인장 철근에 변형률 게이지 4개를 부착하였다.

3.4 실험체 제작

실험체 제작 과정을 Fig. 5에 나타내었다. 타설 전 C형강에 트러스 철근을 용접하고 부분 PC 인장 철근에 다시 용접하여 U형 단면의 높이를 고정하였다. 부분 PC와 U형 단면 채움 콘크리트는 동시 타설하였다. 타설을 위하여 U형 단면 단부에 철판을 용접하여 콘크리트가 흘러내리지 않도록 하였고, 타설 콘크리트의 측압에 의한 벌어짐을 방지하기 위해 일정 간격을 두고 U형 단면 상부에 철근을 용접하였다. 부분 PC 콘크리트를 충분히 양생시킨 후 상부 토핑 콘크리트를 타설하였다. 단면에 100×100 mm 크기의 중공부가 포함되는 PL-C140-F40-500-V 실험체의 경우 U 형상 아래에 스티로폼을 설치하여 콘크리트가 채워지지 않도록 하였다.

3.5 예상 강도

휨, 전단 그리고 수평전단 3가지 파괴모드 별 예상 강도 중 최솟값을 예상 강도로 한다. 모드별 예상 강도는 실험값과 직접비교를 위해 실험체 자중에 의한 효과($V_{D}$ 또는 $M_{D}$)를 뺀 가력하중으로 식 (6)~(12)의 방법으로 환산하였다.

여기서, $V_{D}$, $M_{D}$는 자중($\omega$)에 의한 단부 전단력과 중앙부 모멘트로 각각 4.78 kN, 3.52 kN․m, $L_{n}$, $L_{s}$는 순경간과 지점에서부터 하중작용점까지의 거리(m), $M_{a,\:c}$, $M_{a,\:n}$, $M_{a,\:hs}$는 각각 실제 재료강도로 산정한 균열모멘트, 공칭모멘트와 수평전단모멘트(kN․m), $V_{a,\:n}$과 $V_{a,\:sf}$는 각각 실제 재료강도로 산정한 전단강도와 수평전단강도(kN), $jd$는 내부 모멘트 팔길이(m)이다.

실제 재료강도로 산정된 파괴모드별 예상 하중을 Table 2에 정리하였다. 자중감소 효과로 인하여 중공부가 있는 PL-C140-F40-500-V 실험체가 전단면에 콘크리트가 타설된 실험체에 비해 예상 하중이 높았다. 수평전단에 의한 예상 하중 $P_{a,\:H}$이 가장 낮지만, 예상 하중 $V_{a,\:sf}$ 산정 때 무시된 작용 수평전단력 반대 방향으로 기울어진 사재의 전단마찰 효과(Kang et al. 2013)⁽²⁾를 고려하면 휨 파괴가 예상된다.

4.1 재료시험 결과

실험일에 콘크리트 설계압축강도 별 3개의 콘크리트 압축 공시체를 시험하였다. 40 MPa로 설계된 하부 부분 PC 콘크리트의 실제 평균 압축강도는 40.1 MPa이고, 24 MPa로 설계된 상부 토핑 콘크리트의 실제 평균 압축강도는 25.2 MPa이다. 부분 PC와 토핑 콘크리트의 응력-변형률 곡선을 Fig. 6에 나타내었다.

인장 철근으로 사용된 SD400 D10, SD400 D13 철근의 재료시험 결과 각각 평균 항복강도 497 MPa와 500 MPa, 인장강도는 632 MPa와 610 MPa로 KS D3504(KATS 2016a)⁽⁶⁾의 규격을 만족하였다. 탄성계수는 190 GPa로 계측되었다. 철근 인장시험에서 동일 단면에 마주 보는 형태로 스트레인 게이지를 부착하였는데, 이때 표면 처리 과정에서 단면결손이 일부 발생하여 탄성계수가 낮게 발현된 것으로 판단된다.

4.2 파괴 양상 및 최대하중

실험체별 최종 파괴 사진을 Fig. 7에 나타내었다. 영구하중에 대한 2개 실험체 모두 충분한 휨 처짐이 발생하였다. 두 실험체는 하부 인장 철근이 항복한 후에 연성거동 후 최대하중의 85 % 미만으로 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. 두 실험체 모두 휨 균열 발생 이후 실험이 종료될 때까지 신구 콘크리트 계면 사이에 미끄러짐이나 수평균열은 육안으로 관찰되지 않았다.

PL-C140-F40-500-V 실험체는 중공부가 있어도 전단파괴가 발생하지 않았고, 전단균열도 발견되지 않았다. 중공부가 없는 PL-C140-F40-500 실험체와 거의 유사한 거동과 높은 최대하중을 보였다. 고정하중 감소를 위한 중공부에 따른 강도 저하가 없음을 확인하였다. 두 실험체의 중공부 유무에 따른 균열 양상의 차이는 발견되지 않았다.

4.3 하중-변형률 관계

합성바닥구조의 인장을 받는 하부 철근의 하중-변형률 관계를 Fig. 8에 나타내고, 실험결과를 Table 2에 정리하였다. Table 2에서 $P_{a,\:F}$, $P_{a,\:S}$, $P_{a,\:H}$는 각각 실제 재료강도로 계산된 휨 파괴하중, 전단파괴하중, 수평 전단파괴하중이다. $P_{a,\:c}$는 균열하중이고, $P_{s}$는 설계 사용하중이다. 두 실험체 모두 초기 균열이 발생한 30 kN 부근에서 강성이 변화하였으며, 실제 재료강도를 대입한 휨 파괴하중 $P_{a,\:F}$에 도달한 후 강도의 증가 없이 철근이 항복하여 변형률이 증가하였다. 중공부가 중립축 주변에 위치하여 균열하중에 거의 영향을 주지 않았으며, 중공부를 갖는 실험체가 균열 발생 후 변형률이 약간 높았지만, 중공부 중량 감소에 따라 항복하중은 높았다.

4.4 하중-처짐 관계

각 실험체의 중앙에서 측정한 수직변위와 하중과의 관계를 Fig. 9에 나타내었다. 초기 균열은 PL-C140-F40-500, PL- C140-F40-500-V 실험체 각각 39.7 kN, 34.4 kN에서 발생하여 그래프의 기울기가 감소하기 시작하였다. 예상 균열하중($P_{a,\:c}$) 35.4 kN과 유사한 하중에서 첫 균열이 발생하였다. 상부 토핑 콘크리트를 타설한 두 실험체 모두 실제 재료값으로 산정한 예상 휨 강도보다 평균 1.26배 높은 휨 강도가 발현되었다. 하중계수를 제외한 사용하중에서 식 (4)에 의한 예상 처짐은 0.7 mm이고, 실제 실험체들의 처짐은 PL-C140-F40- 500과 PL-C140-F40-500-V 각각 0.46 mm, 0.65 mm로 사용성에 문제가 없었다. 사용하중이 균열하중($P_{a,\:C}$)과 유사하여 전단면2차모멘트($I_{g}$) 값에 큰 영향을 받는다. 전단면2차모멘트($I_{g}$)는 철근과 C형강을 제외하고 계산하여 실제 처짐이 예상 처짐보다 낮게 나타났다.

4.5 합성거동 검토

합성바닥구조의 하부 부분 PC와 상부 토핑 콘크리트가 완전합성거동 하였는지 확인하기 위하여, 합성단면에 대한 모멘트-곡률 곡선을 Fig. 10에 나타내고, 하중에 따른 중립축의 위치 변화를 Fig. 11에 나타내었다. 곡률과 중립축 위치는 실험체 상부면의 콘크리트 변형률과 하부 인장 철근의 변형률을 이용하여 산정하였다. Hognestad model(Park and Paulay 1975)⁽¹¹⁾로 콘크리트 응력-변형률 관계를 모델링하고 완전 일체 거동으로 단면해석하여 산정한 곡률을 Fig. 10에서 실험결과와 비교하였다. 두 실험체 모두 균열이 이론값보다 일찍 발생하였지만, 균열 발생이후 기울기는 이론값과 매우 유사하였다. 또한, 철근이 항복한 하중이 거의 일치하였다. 실험 곡률은 철근에 변형률 게이지가 부착된 단면의 값으로 게이지 부착에 따른 철근부착력 감소로 균열이 일찍 발생한 것으로 판단된다.

이론값과 비교한 하중에 따른 중립축의 위치는 Fig. 12와 식 (13)으로 산정하였다. 균열 발생 전에는 탄성중립축과 매우 유사하였고, 균열 발생이 이론값보다 일찍 발생되었으며, 균열 이후에서 휨파괴하중에 이를 때까지 실험값과 이론값이 매우 유사하였다.

실험에서 산정한 곡률과 중립축을 이론값과 비교한 결과, 하부 부분 PC와 상부 토핑 콘크리트가 휨파괴하중까지 완전 합성 거동한 것으로 판단된다. 그러나 트러스 철근에 의한 수평전단강도 향상 효과에 관한 추가 연구가 필요하다.