KR101711843B1 - 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브 - Google Patents

콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브 Download PDF

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KR101711843B1
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Abstract

본 발명은 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브에 관한 것으로, 더욱 상세하게는 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하는 트러스데크 슬래브에 있어서, 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고, 콘크리트용 보강재는 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 콘크리트용 보강재의 타단에 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하여 슬래브의 휨 내력이 향상되도록 함으로써 트러스데크의 이방향 슬래브 적용이 가능하도록 하고, 트러스데크의 과설계를 방지할 수 있으며, 온도, 수축근 등의 철근을 배근할 필요가 없어 시공성 및 경제성을 확보할 수 있는 트러스데크 슬래브에 관한 것이다.

Description

콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브{A Truss Deck Slab Mixed with Reinforcement for Concrete}
본 발명은 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브에 관한 것으로, 더욱 상세하게는 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하는 트러스데크 슬래브에 있어서, 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고, 콘크리트용 보강재는 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 콘크리트용 보강재의 타단에 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하여 슬래브의 휨 내력이 향상되도록 함으로써 트러스데크의 이방향 슬래브 적용이 가능하도록 하고, 트러스데크의 과설계를 방지할 수 있으며, 온도, 수축근 등의 철근을 배근할 필요가 없어 시공성 및 경제성을 확보할 수 있는 트러스데크 슬래브에 관한 것이다.
일반적으로 콘크리는 성형의 용이성과 경화후의 견고성으로 인하여 각종 도로, 교량, 제방, 철도, 터널, 암거 등의 토목과 각종 빌딩, 아파트, 건축구조물 및 기타 산업분야에 유용하게 적용되고 있다. 그러나 콘크리트는 본질적으로 수많은 결함과 미세균열을 가지고 있어 하중이 재하될 경우에 이러한 미세균열의 급격한 진전으로 인해 낮은 인장강도를 나타내고 상대적으로 낮은 휨강도와 인성을 가지며 충격에 대해서도 저항성이 약하다.
따라서, 종래에는 철근 구조물을 설치하거나 콘크리트 내에 다양한 섬유의 보강재를 혼합하여 콘크리트의 인장응력을 보강하도록 하고 있다. 그러나 철근을 삽입하는 철근 콘크리트의 경우에는 철근의 설치가 어렵고 복잡하며 철근의 설치를 위해 과도한 비용이 소모된다는 점에서 콘크리트 내에 보강재를 혼합하여 타설하는 방법이 주목을 받고 있다. 그러나 콘크리트용 보강재에 관한 인식 부족과 기존 설계변경에 대한 부정적인 인식으로 콘크리트용 보강재의 사용이 제한적이며, 콘크리트용 보강재에 관한 연구 및 개발이 활발하게 이루어지지 못하고 있다.
한편, 일반적으로 건축물의 주종을 이루는 철근콘크리트 구조물은 압축재인 콘크리트와 인장재인 철근이 함께 사용되는 복합구조로서, 이는 콘크리트의 외면을 형성하도록 거푸집을 가설하고 이 거푸집 상에 철근을 배근한 뒤, 콘크리트를 타설하여 양생이 완료되면 거푸집을 제거하는 과정으로 이루어진다.
이러한 구조물은 합판, 각재 등으로 거푸집을 가설하고 이에 철근 등의 배근 작업을 수행하는 축조공사와 콘크리트의 양생 후에 상기 거푸집을 해체하는 해체공사가 요구되어 상당한 공기가 소요된다. 특히 상기 구조물은 콘크리트 표면과 거푸집과의 부착력이 좋아 거푸집의 해체작업시 이를 분리하는데에 많은 어려움이 있게 되며, 이에 따라 구조물 표면의 불량발생으로 별도의 표면마감공사가 요구되고 또한 내구력이 약한 재질의 거푸집은 해체작업시 손상으로 재사용이 곤란하게 되어 다량의 건축폐자재를 발생시키게 되는 문제점이 있다.
따라서, 거푸집의 가설 및 해체가 불필요하고 하부의 굴곡에 전기, 공고설비 등의 배선 및 배관의 설치가 용이하며, 별도의 마감공사가 불필요한 데크플레이트가 대형 빌딩의 슬래브 바닥 축조에 널리 사용되고 있다. 상기 데크플레이트는 크게 거푸집용, 구조용 및 합성용 데크플레이트로 구분할 수 있으며, 거푸집용 데크플레이트는 구조재의 기능 없이 거푸집으로만 사용되는 것이고, 구조용 데크플레이트는 데크플레이트를 구조재로서 설계하고 그 위에 타설되는 콘크리트는 비구조재로서 바닥의 평활성, 진동, 소음방지 및 보온재 등의 역할을 수행하는 것이다. 합성용 데크플레이트는 거푸집용과 구조용 데크플레이트의 기능을 병합한 것으로서 거푸집 역할을 함과 동시에 슬래브 콘크리트 타설 후 콘크리트와 일체화된 합성단면으로 구조재의 역할도 수행하는데, 콘크리트와 합성용 데크플레이트의 합성단면에서 콘크리트 슬래브는 압축력을 부담하고 합성용 데크플레이트는 인장력을 부담하게 된다.
이러한 합성용 데크플레이트 중에서도 데크플레이트 시공과 철근배근을 동시에 할 수 있도록 아래 특허문헌과 같이 입체형 트러스와 강판이 일체화된 트러스데크가 개발되어 널리 사용되고 있으며, 이를 통해 슬래브 시공의 품질향상, 공기단축, 간접비 절감 등의 효과를 보고 있다. 종래 트러스데크는 도 1에 도시된 바와 같이 삼각트러스(100)와 강판(200)을 일체로 형성하여 공장 제작하고, 이를 현장으로 옮겨 콘크리트(300)를 타설하여 바닥판을 형성하도록 하고 있다. 그러나 종래 트러스데크는 도 1에 도시된 바와 같이 단변(ℓx ) 방향으로만 주철근을 포함하는 삼각트러스(100)가 형성되고 장변(ℓy) 방향으로는 하부근의 배근이 어려워 단변방향의 분담하중률이 최소 94% 이상되는 일방향 슬래브, 즉 단변과 장변의 비(ℓy / ℓx)가 2를 초과하는 슬래브에 대해서만 트러스데크의 적용이 가능하였다. 따라서, 트러스데크의 사용에 구조적 한계가 있으며, 트러스데크 자체로도 시공하중을 견디도록 생산됨에 따라 과다한 철근이 배근되는 비경제적 설계를 초래하는 문제를 가지고 있다.
(특허문헌)
대한민국 등록특허공보 제10-0794768호(2008. 01. 08. 등록)"트러스형 합성슬래브 데크 플레이트"
본 발명은 상기와 같은 문제점을 해결하기 위해 안출된 것으로,
본 발명은 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하는 트러스데크 슬래브에 있어서, 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고, 콘크리트용 보강재는 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 콘크리트용 보강재의 타단에 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하여 슬래브의 휨 내력이 향상되도록 함으로써 트러스데크의 이방향 슬래브 적용이 가능하도록 하고, 트러스데크의 과설계를 방지할 수 있으며, 온도, 수축근 등의 철근을 배근할 필요가 없어 시공성 및 경제성을 확보할 수 있는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 트러스데크 슬래브가 이방향 슬래브로 형성되도록 하여 트러스데크를 사용하면서도 구조적 한계를 극복하고 경제적인 시공이 가능하도록 하는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 트러스데크 슬래브의 단변에서 장변을 나눈 값이 0.5이상 0.64이하가 되도록 하여 콘크리트용 보강재의 투입량을 45kg·m3이하로 하고도 이방향 슬래브의 적용이 가능하도록 하는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 제1후크부와 제2후크부가 콘크리트용 보강재의 중심을 기준으로 대칭으로 형성되도록 하여 콘크리트용 보강재에 주어지는 응력을 최소화할 수 있도록 하는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 콘크리트용 보강재로부터 돌출되며 내측으로 기울어지는 경사를 갖는 제1,2경사부와, 제1,2경사부의 상단을 연결하는 수평부를 갖는 제1후크부 및 제2후크부를 포함하고, 제1,2경사부 및 수평부에 의해 등변사다리꼴의 내부 공간을 형성하도록 하여, 콘크리트용 보강재가 다양한 방향에서 주어지는 외력에 저항할 수 있고 외력에 의한 파단을 줄일 수 있도록 하는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 제1후크부 및 제2후크부가 형성하는 내부공간의 높이가 1.25mm가 되도록 하여 콘크리트가 최적의 휨 성능을 갖도록 하는 트러스데크 슬래브를 제공하는데 목적이 있다.
본 발명은 앞서 본 목적을 달성하기 위해서 다음과 같은 구성을 가진 실시예에 의해서 구현된다.
본 발명의 일 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브는 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 상기 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하며, 상기 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고, 상기 콘크리트용 보강재는 상기 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 상기 콘크리트용 보강재의 타단에 상기 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 상기 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
본 발명의 다른 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브는 이방향 슬래브인 것을 특징으로 한다.
본 발명의 또 다른 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브는 트러스데크 슬래브의 단변에서 장변을 나눈 값이 0.5이상 0.64이하인 것을 특징으로 한다.
본 발명의 또 다른 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브에 있어서, 상기 제1후크부와 제2후크부는 상기 콘크리트용 보강재의 중심을 기준으로 대칭으로 형성되는 것을 특징으로 한다.
본 발명의 또 다른 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브에 있어서, 상기 제1후크부 및 제2후크부는 상기 콘크리트용 보강재로부터 돌출되며 내측으로 기울어지는 경사를 갖는 제1,2경사부와, 상기 제1,2경사부의 상단을 연결하는 수평부를 포함하고, 상기 제1,2경사부 및 수평부에 의해 등변사다리꼴의 내부 공간을 형성하도록 하는 것을 특징으로 한다.
본 발명의 또 다른 실시예에 따르면, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브에 있어서, 상기 제1후크부 및 제2후크부가 형성하는 내부공간의 높이는 1.25mm인 것을 특징으로 한다.
본 발명은 앞서 본 실시예와 하기에 설명할 구성과 결합, 사용관계에 의해 다음과 같은 효과를 얻을 수 있다.
본 발명은 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하는 트러스데크 슬래브에 있어서, 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고, 콘크리트용 보강재는 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 콘크리트용 보강재의 타단에 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하여 슬래브의 휨 내력이 향상되도록 함으로써 트러스데크의 이방향 슬래브 적용이 가능하도록 하고, 트러스데크의 과설계를 방지할 수 있으며, 온도, 수축근 등의 철근을 배근할 필요가 없어 시공성 및 경제성을 확보할 수 있는 효과가 있다.
본 발명은 트러스데크 슬래브가 이방향 슬래브로 형성되도록 하여 트러스데크를 사용하면서도 구조적 한계를 극복하고 경제적인 시공이 가능하도록 하는 효과가 있다.
본 발명은 트러스데크 슬래브의 단변에서 장변을 나눈 값이 0.5이상 0.64이하가 되도록 하여 콘크리트용 보강재의 투입량을 45kg·m3이하로 하고도 이방향 슬래브의 적용이 가능하도록 하는 효과가 있다.
본 발명은 제1후크부와 제2후크부가 콘크리트용 보강재의 중심을 기준으로 대칭으로 형성되도록 하여 콘크리트용 보강재에 주어지는 응력을 최소화할 수 있도록 하는 효과가 있다.
본 발명은 콘크리트용 보강재로부터 돌출되며 내측으로 기울어지는 경사를 갖는 제1,2경사부와, 제1,2경사부의 상단을 연결하는 수평부를 갖는 제1후크부 및 제2후크부를 포함하고, 제1,2경사부 및 수평부에 의해 등변사다리꼴의 내부 공간을 형성하도록 하여, 콘크리트용 보강재가 다양한 방향에서 주어지는 외력에 저항할 수 있고 외력에 의한 파단을 줄일 수 있도록 하는 효과가 있다.
본 발명은 제1후크부 및 제2후크부가 형성하는 내부공간의 높이가 1.25mm가 되도록 하여 콘크리트가 최적의 휨 성능을 갖도록 하는 효과가 있다.
도 1은 일반적인 트러스데크를 나타내는 사진
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 트러스데크 슬래브의 평면도
도 3은 도 2의 A-A 단면도
도 4는 도 2의 B-B 단면도
도 5는 본 발명의 일 실시예에 따른 트러스트데크 슬래브에 혼입되는 콘크리트용 보강재의 사시도
도 6은 도 5의 단면도
도 7은 이방향 슬래브 시험체를 제작하는 과정을 나타내는 사진
도 8은 슬래브에 대한 가력실험을 실시하기 위한 장치를 나타내는 사진
도 9는 슬래브 실험에 의한 하중-처짐 특성점을 나타내는 그래프
도 10은 비교예 1의 하중-처짐도 및 균열도
도 11은 실시예 1의 하중-처짐도 및 균열도
도 12는 실시예 2의 하중-처짐도 및 균열도
도 13은 비교예 1, 실시예 1, 2의 하중-처짐 결과값을 나타낸 그래프
도 14는 도 5의 부분 단면확대도
도 15는 도 5의 인발시험상태를 나타내는 사진
도 16은 도 15의 인발시험 결과를 나타내는 하중-변위 그래프
도 17은 도 5의 콘크리트용 보강재가 혼합된 콘크리트의 휨 성능 시험 상태를 나타내는 사진
도 18은 도 17의 휨 성능 시험 결과를 나타내는 하중-변위 그래프
이하에서는 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브의 바람직한 실시예들을 첨부된 도면을 참조하여 상세히 설명한다. 하기에서 본 발명을 설명함에 있어서 공지 기능 또는 구성에 대한 구체적인 설명이 본 발명의 요지를 불필요하게 흐릴 수 있다고 판단되는 경우에는 그 상세한 설명을 생략하도록 한다. 명세서 전체에서, 어떤 부분이 어떤 구성요소를 "포함"한다고 할 때 이는 특별히 반대되는 기재가 없는 한 다른 구성요소를 제외하는 것이 아니라 다른 구성요소를 더 포함할 수 있는 것을 의미한다.
본 발명의 일 실시예에 따른 콘크리트용 보강재를 혼입한 트러스데크 슬래브(이하 '트레스데크 슬래브'라 함)를 도 1 내지 도 18을 참조하여 설명하면, 상기 트러스데크 슬래브는 삼각트러스(11)를 포함하는 트러스데크(1)와 상기 트러스데크(1) 상에 타설되는 콘크리트(3)를 포함한다. 상기 트러스데크 슬래브는 배경기술에서 설명한 바와 같이 고층건물의 바닥판을 형성하는데에 주로 사용되며, 현장에서 거푸집, 동바리 등을 별도로 설치할 필요가 없다는 점, 공장에서 제작이 가능하여 현장에서의 철근 작업을 최소화할 수 있다는 점, 시공의 간편성 등의 장점을 갖고 있다. 일반적으로 보에 의해 지지되어 바닥판으로 사용되는 보 슬래브는 변의 길이에 따라 일방향 슬래브와 이방향 슬래브로 나누어지며, 일방향 슬래브는 단변과 장변의 비(ℓy / ℓx)가 2를 초과하는 것을 말하고, 이방향 슬래브는 단변과 장변의 비(ℓy / ℓx)가 2 이하인 것을 말한다. 그런데 종래 트러스데크 슬래브는 상기 삼각트러스(11)가 단변(ℓx) 방향으로만 형성되고, 장변(ℓy) 방향으로는 배근이 어려워 단변 방향으로의 하중분담률이 94% 이상을 차지하는 일방향 슬래브에만 적용이 가능하였다. 따라서, 트러스데크의 사용에 구조적 한계가 있으며, 트러스데크 자체로도 시공하중을 견디도록 생산됨에 따라 과다한 철근이 배근되는 비경제적 설계를 초래하는 문제가 있다. 이에 따라 본 발명에서는 상기 트러스데크(1)에 타설되는 콘크리트(3)에 휨 성능의 향상이 가능하도록 하는 콘크리트용 보강재(31)를 혼입하도록 하여 약축방향(=장변방향,ℓy)에 대한 모멘트 저항력을 발생시킴으로써 단변과 장변 양방향으로 모멘트가 나뉘어 발생하는 이방향 슬래브에도 트러스데크의 사용이 가능하도록 하였다. 또한, 온도·수축근, 기타 보강근 등을 배근할 필요가 없어 시공성 및 경제성을 확보할 수 있으며, 트러스데크 슬래브의 다양한 구조에 대한 적용이 가능하고, 콘크리트용 보강재(31)의 양을 조절하여 슬래브의 성능을 조절하도록 함으로써 트러스데크의 과도한 설계, 즉 불필요한 철근의 사용을 막을 수 있다.
상기 트러스데크(1)는 삼각 형상의 삼각트러스(11)와 상기 삼각트러스(11)의 하측에 부착되어 일체로 형성되는 하부판(13)을 포함한다. 상기 트러스데크(1)는 공장에서 일체로 제작되어 건설현장으로 이송되며, 건설현장에서 보(미도시)의 상부에 설치되고, 그 상부로는 상기 콘크리트용 보강재(31)가 혼입된 콘크리트(3)가 타설되어 트러스데크 슬래브를 형성하게 된다. 따라서, 현장에서 철근의 배근작업을 최소화할 수 있으며, 본 발명에서는 휨 성능이 향상된 콘크리트용 보강재(31)를 콘크리트(3)에 혼입하여 타설하므로, 추가적인 배근작업을 실시할 필요가 없어 시공이 더욱 편리해진다.
상기 삼각트러스(11)는 상기 하부판(13)의 상측에 일체로 형성되며, 단변방향으로 복수개가 설치되고, 그 내부로 콘크리트(3)가 타설되어 고정된다. 상기 삼각트러스(11)는 상측에 형성되는 상부근(111), 하측에 2개가 형성되는 하부근(113), 상기 상부근(111)과 하부근(113)을 삼각형상으로 연결하는 래티스근(115)을 포함한다. 상기 삼각트러스(11)는 종래 트러스데크에 사용되는 삼각트러스와 동일하므로 상세한 설명은 생략하며 상기 삼각트러스(11)는 이에 한정되지 않고 다양한 형상으로 형성될 수 있다.
상기 하부판(13)은 상기 삼각트러스(11)의 하측에 일체로 형성되어 상기 삼각트러스(11)를 지지하며, 보(미도시)의 상측에 놓여져 콘크리트가 타설된다. 상기 하부판(13)은 아연판으로 형성되는 것이 바람직하나 이에 한정되지 않고, 다양한 재질과 형상으로 형성될 수 있으며, 복수개의 하부판(13)이 연결되어 형성되도록 할 수 있다.
상기 콘크리트(3)는 상기 트러스데크(1)의 상부에 타설되어 일정 형상으로 굳어짐으로써 트러스데크 슬래브를 형성하며, 상기 콘크리트(3)에는 콘크리트용 보강재(31)가 혼입되어 타설된다. 상기 콘크리트(3)는 상기 콘크리트용 보강재(31)에 의해 휨 성능이 향상되며, 이에 따라 상기 트러스데크 슬래브의 휨 내력을 향상시키게 되고, 이방향 트러스데크 슬래브의 제작이 가능하도록 한다.
상기 콘크리트용 보강재(31)는 도 5에 도시된 바와 같이 콘크리트용 보강재(31)의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부(311)와; 상기 콘크리트용 보강재(31)의 타단에 상기 제1후크부(311)와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부(313)와; 상기 제1후크부(311)와 제2후크부(313) 사이를 일직선으로 연결하는 직선부(315);를 포함한다. 상기 콘크리트용 보강재(31)는 콘크리트(3) 내에 불규칙적으로 혼합되어 콘크리트의 취성, 인장강도, 굽힘인성 등을 보강하는 것으로, 다양한 종류의 섬유로 제작되어 사용되고 있으나, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재(31)에서는 단섬유상으로 가공된 강재가 적용되는 것이 바람직하다. 상기 콘크리트용 보강재(31)는 콘크리트와의 부착강도를 향상시키기 위해 후크부를 형성한 종래 방식을 개량하여 상기 콘크리트용 보강재(31)의 양단에 한 쌍으로 제1,2후크부(311,313)를 형성하도록 하고, 상기 제1,2후크부(311,313)는 서로 반대방향으로 돌출되며, 대칭으로 형성되도록 함으로써 상기 콘크리트용 보강재(31)의 부착강도를 더욱 향상시킬 뿐만 아니라 콘크리트용 보강재(31)의 파단을 방지하고, 콘크리트의 휨 성능을 향상시키도록 하였다. 또한, 실험을 통하여 휨 성능을 향상시킬 수 있는 최적의 제1,2후크부(311,313) 형상을 찾도록 하였다.
상기 제1후크부(311)는 콘크리트용 보강재(31)의 일단에 돌출되도록 형성되어, 일정한 공간(S)을 갖도록 하는 구성으로, 일정공간(S) 안에 형성되는 콘크리트에 의해 지지되어 콘크리트용 보강재(31)의 부착강도를 향상시킬 수 있도록 한다. 상기 제1후크부(311)는 일정공간(S) 내의 콘크리트에 의해 서로 지지되도록 하며, 이에 따라 상기 콘크리트용 보강재(31)의 인발 저항을 증가시킬 수 있다. 또한, 상기 제1후크부(311)는 도 6에 도시된 바와 같이 상기 콘크리트용 보강재(31)로부터 돌출되며 내측으로 기울어지는 경사를 갖는 제1,2경사부(311a,311b)와, 상기 제1,2경사부(311a,311b)의 상단을 연결하는 수평부(311c)를 포함하고, 상기 제1,2경사부(311a,311b) 및 수평부(311c)에 의해 일정공간(S)을 형성하도록 한다. 따라서, 상기 제1후크부(311)는 제1경사부(311a)의 하단(P1), 제1경사부(311a)의 상단과 수평부(311c)가 만나는 지점(P2), 상기 제2경사부(311b)의 상단과 수평부(311c)가 만나는 지점(P3), 상기 제2경사부(311b)의 하단(P4)을 포함하는 4개의 절곡점(P)을 갖게 되고, 상기 절곡점(P)은 그 각도를 유지하려는 힘에 의해 상기 콘크리트용 보강재(31)의 인발 저항을 더욱 향상시킬 수 있게 된다. 뿐만 아니라, 상기 제1후크부(311)는 상기 콘크리트용 보강재(31)를 당기는 힘에 대해 상기 제1경사부(311a), 제2경사부(311b), 수평부(311c)가 콘크리트와 접하는 지점에서 저항 응력을 갖게 되어 콘트리트용 보강재의 인발 저항을 더욱 향상시키게 된다. 다시 말해, 상기 제1후크부(311)는 일정공간(S)을 형성하고, 4개의 절곡점(P)을 가지며, 3개의 변에 의해 부착강도가 향상되어 인발 저항이 획기적으로 증대되고, 상기 제1후크부(311)와 대칭으로 형성되는 제2후크부(313)에 의해 일정공간(S), 절곡점(P) 및 변이 2배로 증가하여 그 부착강도는 더욱 강화된다.
또한, 상기 제1경사부(311a), 제2경사부(311b) 및 수평부(311c)에 의해 형성되는 일정공간(S)은 도 6에 도시된 바와 같이 등변사다리꼴의 형태를 갖도록 형성되는 것이 바람직하다. 즉, 상기 제1경사부(311a) 및 제2경사부(311b)는 동일한 길이와 경사진 각도를 가지며, 상기 수평부(311c)는 상기 직선부(315)와 평행한 방향을 갖게 된다. 이에 따라, 콘크리트 속에 불규칙적으로 혼합되는 콘크리트용 보강재(31)에 있어서 상기 제1,2경사부(311a,311b) 및 수평부(311c)가 다양한 방향에서 주어지는 전단 응력에 대해 최대치의 저항응력을 가질 수 있게 된다.
상기 제2후크부(313)는 콘크리트용 보강재(31)의 타단에서 상기 제1후크부(311)와 반대방향으로 돌출되도록 형성되며, 상기 제1후크부(311)와 대칭으로 형성된다. 따라서, 상기 제2후크부(313)는 상기 제1후크부(311)와 동일하게 제1경사부(313a), 제2경사부(313b), 수평부(313c)를 갖고, 상기 제1,2경사부(313a,313b) 및 수평부(313c)는 등변사다리꼴 형상의 일정공간(S)을 형성한다. 따라서, 상기 제2후크부(313)도 4개의 절곡점(P5,P6,P7,P8)과 제1,2경사부(313a,313b), 수평부(313c) 3개의 변을 갖게 되어 상기 콘크리트용 보강재(31)는 2개의 일정 공간(S × 2), 8개의 절곡점(P), 6개의 변을 포함하게 되어 부착강도가 향상된다. 특히 본 발명에서는 상기 제2후크부(313)가 상기 제1후크부(311)와 반대방향으로 돌출되는데에 두드러진 특징이 있으며, 상기 콘크리트용 보강재(31)에 전단 응력이 작용할 경우 상기 제1후크부(311) 및 제2후크부(313) 각각의 제1수평부(311a,313a) 및 제2수평부(311b,313b)는 원래 각도를 유지하려는 방향으로 응력이 발생하며, 발생하는 응력의 방향은 서로 반대방향이 되므로, 서로 상쇄되어 상기 콘크리트용 보강재(31)의 변형이나 절단을 방지할 수 있게 된다.
상기 직선부(315)는 상기 제1후크부(311)와 제2후크부(313) 사이에 직선으로 형성되어 상기 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)를 연결하는 구성으로, 앞서 설명한 바와 같이 상기 제1,2후크부(311,313)의 수평부(311c,313c)와 평행을 이루도록 형성된다. 상기 직선부(315)는 상기 제1,2후크부(311,313)를 직선으로 연결하여 상기 콘크리트용 보강재(31)가 8개의 절곡점(P)을 가질 수 있도록 하고, 상기 콘크리트용 보강재(31)가 적용되는 영역을 넓혀 콘크리트용 보강재(31)의 사용량을 줄이도록 하면서도 서로 반대방향의 대칭으로 형성되는 상기 제1,2후크부(311,313)에 의해 전단 응력을 상쇄하도록 함으로써 콘크리트용 보강재(31)의 절단이나 변형을 방지할 수 있다. 또한, 상기 직선부(315)는 그 자체와 콘크리트와의 마찰에 의해 부착강도를 향상시키는 역할도 수행한다.
이하에서는 상기 콘크리트용 보강재(31)을 혼입하여 제작한 트러스데크 슬래브에 대해 실험을 통하여 휨 내력의 증가와 이를 통한 이방향 슬래브의 적용 가능성을 입증하도록 한다.
<실시예 1 내지 2>
1) 실시예 1은 트러스데크 복수개 조합하여 도 2에 도시된 바와 같은 이방향 슬래브를 제작하였다. 실시예 1의 트러스데크는 폭 600mm, 길이 3,400mm, 두께 0.5mm 아연판에 용접된 3개의 삼각트러스로 구성되며, 각 삼각트러스는 한 개의 D10 상부근과 2개의 D10 하부근, 그리고 φ6의 래티스근으로 구성되었고, 사용된 철근의 공칭인장강도는 fy = 500MPa 이다. 실시예 1의 트러스데크 슬래브는 도 7의(a)에 도시된 바와 같이 상기 트러스데크를 설치하고, 상기 트러스데크에 도 7의(b)에 도시된 바와 같이 콘크리트용 보강재가 혼입된 콘크리트를 타설하여 도 7의(c)에 도시된 바와 같은 이방향 트러스데크 슬래브를 제작하였다. 이때 콘크리트용 보강재의 혼입량은 45kg/m3으로 하였다. 또한, 혼입되는 콘크리트용 보강재는 인장강도 1250MPa의 강섬유를 사용하였으며, 후술할 실험에 의하여 최적의 휨 성능을 갖는 것으로 도출된 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H) 1.25mm가 되는 콘크리트용 보강재를 사용하였다.
2) 실시예 2는 실시예 1과 동일한 방법으로 이방향 트러스데크 슬래브를 제작하였으며, 이때 콘크리트용 보강재의 혼입량은 70kg/m3으로 하였다.
<비교예 1>
1) 비교예 1은 실시예 1과 동일한 방법으로 이방향 트러스데크 슬래브를 제작하였으며, 이때에는 콘크리트용 보강재가 혼입되지 않은 일반 콘크리트를 타설하였다.
<실험예 1>
1) 도 8의(a)에 도시된 바와 같이 Strong Frame에 유압잭을 설치하여 실시예 1,2 및 비교예 1의 이방향 트러스데크 슬래브의 중앙 가력점에 집중하중을 가함으로써 하중-처짐을 측정하고 콘크리트용 보강재의 혼입에 따른 휨 거동을 측정하였다.
2) 내부 하단부에 슬래브 4변 지지용 보 4개를 설치하여 실시예 1,2 및 비교예 1을 거치 후, 500kN 유압잭을 설치하여 가력 모터를 사용, 0.2mm/sec로 하중을 가력하여 로드셀에 의해 측정하였다. 그리고 도 8의(b)에 도시된 바와 같이 마그네틱 베이스에 LVDT(V, 정밀변위센서)를 연결하여 2개는 중앙부에 설치하고, 2개는 단부에 설치하여 처짐을 측정하였다. 또한, 철근 게이지(G)는 도 8의(c)에 도시된 바와 같이 강축방향의 트러스데크 하부근에 배치하여 철근의 변형률을 측정하였다.
3) 일반적인 바닥슬래브의 하중-처짐 특성점은 도 9에 도시된 바와 같으며,
ⅰ) 초기균열하중(Pic) : 바닥에 접선모멘트에 의한 초기 균열 발생시 내력
ⅱ) 초기강도(Prepeak Strength, Ppr) : 초기 균열이 4변 슬래브 바닥까지 진전하여 슬래브의 휨강소의 감소가 시작되는 내력
ⅲ) 전이구역(Transition Region) : 초기강도 후 급격한 내력저하와 이 후의 회복구간
ⅳ) 후기강도(Postpeak Strength, Ppp) : 추가 균열의 진전 및 상부균열 발생에 의한 슬래브의 휨 강성 감소를 동반하는 시점의 내력
ⅴ) 파괴시 강도(Failure Strength, Pf) : 추가 균열의 벌어짐으로 인한 슬래브 휨 강성의 저하 또는 가력점 주위에서의 이방향 전단에 의한 슬래브의 최대 내력.
을 뜻하고, 실시예 1,2 및 비교예 1에 대한 해당 값은 표 1와 같다.


구분		 특성점에서 강도, 처짐 및 파괴 시 양상
초기강도 후기강도 파괴 시 강도 최 종 파 괴 양 상
이방향 전단 항복선 파단
Ppr
(kN)		 δpr
(
Figure 112015088387554-pat00001
)		 Ppp
(kN)		 δpp
(
Figure 112015088387554-pat00002
)		 Pf
(kN)		 δf
(
Figure 112015088387554-pat00003
)		 kN mm kN mm
비교예 1 112.0 4.5 181.2 16.6 194 28.1 - - 110.9 58.3
실시예 1 93.5 3.1 208.4 17.1 238.9 41.4 - - 212.8 65.4
실시예 2 92 4.3 216.6 15.4 269.2 42.7 - - 225.1 63.0
도 10의(a)는 비교예 1의 하중-처짐도이고, 도 10의(b)는 비교예 1의 균열도인바, 표 1 및 도 10을 참조하여 비교예 1의 휨 특성을 살펴보면, 비교예 1은 하중 112kN, 처짐 4.5mm에서 슬래브 강축방향 단부 하단에서만 최초 균열이 발생하면서 Ppr에 도달하였다. 슬래브의 강성이 약간 감소하면서 하중 130.2kN, 처짐 5.74mm에서 슬래브 강축방향 단부 균열높이가 상부 끝까지 진전하였다. 이후 단부 상부 끝까지 진전된 균열의 슬래브 상부면을 따라 가력점 방향으로 진전되면서 하중 146.6kN, 하중 7.11mm에서 최초 상부균열이 관측되었다. 강축방향 단부에 다수의 균열이 발생한 후 약축방향 단부에 초기 균열이 발생하였다(160.2kN, 10.8mm). Ppp는 처짐 28.1mm에서 181.2kN의 내력을 나타내었다. Ppp 이후, 강축방향으로 상부 균열이 비교예 1 전체에 발생하면서 내력 194kN, 처짐 28.1mm에서 파괴시 하중(Pf)에 도달하였다.
비교예 1은 하중 110.9kN, 처짐 58.3mm에서 슬래브의 내력을 상실하였으며, 파괴시 슬래브 강축방향 항복선을 나타내었다. 비교예 1은 약축방향으로 철근이 배근되지 않음으로 인하여 약축방향 인장응력에 대하여 수직 방향인 강축방향으로 균열이 발생함이 관찰되었다. 특히 하중점 하부의 인장철근의 변형이 크게 발생함이 관찰되었다.
도 11의(a)는 실시예 1의 하중-처짐도이고, 도 11의(b)는 실시예 1의 균열도인바, 표 1 및 도 11을 참조하여 실시예 1의 휨 특성을 살펴보면, 슬래브 강축방향 단부 하단부 초기 균열이 하중 93.5kN, 처짐 3.1mm에서 발생하면서 Ppr에 도달하였다. 이 후, 슬래브 약축방향 단부 하단부에서 초기 균열이 발생하였다(186.6kN, 12.7mm). 슬래브의 강성은 감소하였지만, 하중은 증가하면서 강축방향 균열 높이가 높아지면서 다수의 균열 발생 후, 하중 212.9kN, 처짐 15.1mm에서 강축방향에서 발생한 균열이 지압판 방향으로 상부면에 균열이 발생하였다. 이 후에도 하중은 계속 증가하여 처짐 17.1mm에 따른 내력 208.4kN에 Ppp에 도달하면서 트러스데크 하부근이 항복을 하였다. Ppp 이후, 슬래브의 최대강도 238.9kN에 처짐이 41.4mm에 이르면서 내력을 상실하였다.
실시예 1은 하중 212.8kN, 처짐 65.4mm에서 슬래브 파괴가 일어났으며, 상부균열이 강축방향 전체에 발생하였다. 일반 콘크리트를 타설한 비교예 1의 균열 양상과 비교하여 약축방향의 균열이 강축방향으로 방향이 바뀌는 형태를 나타내었다. 이는 콘크리트용 보강재의 투입으로 인하여 약축방향의 인장응력에 대해 콘크리트용 보강재가 저항함으로써 나타난 현상이다. 즉, 콘크리트용 보강재를 투입함에 따라 약축방향으로도 휨내력이 발생함으로써 내력 측면에서 이방향 슬래브 거동을 하였다고 판단된다.
도 12의 (a)는 실시예 2의 하중-처짐도이고, 도 12의(b)는 실시예 2의 균열도인바, 표 1 및 도 12를 참조하여 실시예 2의 휨 특성을 살펴보면, 하중 92.0kN, 처짐 4.3mm에서 슬래브 강축방향 단부 하단부 초기 균열이 발생하면서 Ppr에 도달하였다. 이후, 슬래브 약축방향 단부 하단부에서 하중 209.6kN, 처짐 14.0mm 에 이르면서 초기 균열이 발생하였다. 하중은 증가하였으나 슬래브의 강성은 감소하였고, 강축방향 균열 높이가 높아지면서 다수의 균열 발생 후, 하중 182.6kN, 처짐 10.5mm 에서 강축방향에서 발생한 균열이 지압판 방향으로 상부면에 균열이 발생하였다. 이 후에도 하중은 계속 증가하여 처짐 15.4mm에 따른 내력 216.6kN에 Ppp에 도달하면서 트러스데크 하부근이 항복을 하였다. Ppp 이후, 슬래브의 최대강도 269.2kN에 처짐이 42.7mm에 이르면서 최대 내력에 도달하였다.
실시예 2는 하중 225.1kN, 처짐 63mm에서 슬래브 파괴가 일어났으며, 상부 균열이 강축방향 전체에 발생하였다. 실시예 2도 실시예 1과 마찬가지로 비교예 1과 비교하였을 때 약축방향의 균열이 강축방향으로 바뀌는 형태를 나타내었다. 이 역시 콘크리트용 보강재에 의한 것으로 판단된다.
도 13은 실시예 1,2 및 비교예 1의 하중-처짐 결과값을 나타낸 그래프로, 이를 참조하여 실시예 1,2 및 비교예 1의 실험 결과를 정리하면, 실시예 1,2 및 비교예 1은 슬래브 단부 하단 균열시까지 비슷한 거동을 나타내나, 이후 콘크리트용 보강재를 투입한 실시예 1 및 2가 더 높은 강성 및 강도를 나타내는 경향이 관찰되었다. 비교예 1에 대한 실시예 1 및 2의 최대 내력비는 각각 238.9/194 = 1.23, 269.2/194 = 1.39로 실시예 1 및 2의 휨 내력이 더 우수한 것으로 나타났다. 균열 양상은 비교예 1의 경우 강축방향에 대하여 주로 항복선이 관찰된 반면, 콘크리트용 보강재가 투입된 실시예 1,2의 경우에는 약축방향에 대한 콘크리트용 보강재의 저항 효과로 인하여 강축방향의 균열이 약축방향으로 바뀌는 형태를 나타내었다. 따라서, 상기 콘크리트용 보강재를 투입함으로써 이방향 슬래브 설계가 가능함을 알 수 있다.
이하에서는 실제 트러스데크를 적용할 수 있는 이방향 슬래브의 형상비에 관하여 검토한다. 아래 표 2는 ACI Method 3 설계법에 의하여 장변에 대한 단변비(=형상비), 하중 종류에 따른 모멘트 계수를 나타내는 것으로, 이 계수를 이용하여 하기 수학식 1에 따라 단위 폭에 대한 모멘트(M)을 산정하였다.
<수학식 1>
M = C·wuℓ2 n
(C = 표 2의 계수,
w = 활하중 또는 고정하중에 따른 등분포 하중,
ℓn = 대상 방향의 슬래브 순스팬)


구 분		 ACI Method 3
정모멘트 부모멘트
고정하중 활하중
정모멘트 계수비중 최대값		 고정+활하중
모멘트 계수, C 계수비 모멘트 계수, C 계수비 모멘트 계수, C 계수비
Figure 112015088387554-pat00004
 단변 장변
Figure 112015088387554-pat00005
 단변 장변
Figure 112015088387554-pat00006
Figure 112015088387554-pat00007
 단변 장변
Figure 112015088387554-pat00008
1.00 0.018 0.018 1.00 0.027 0.027 1.00 1.00 0.045 0.045 1.00
0.95 0.020 0.016 0.80 0.030 0.025 0.83 0.83 0.050 0.041 0.82
0.90 0.022 0.014 0.64 0.034 0.022 0.65 0.65 0.055 0.037 0.67
0.85 0.024 0.012 0.50 0.037 0.019 0.51 0.51 0.060 0.031 0.52
0.80 0.026 0.011 0.42 0.041 0.017 0.41 0.42 0.065 0.027 0.42
0.75 0.028 0.009 0.32 0.045 0.014 0.31 0.32 0.069 0.022 0.32
0.70 0.030 0.007 0.23 0.049 0.012 0.24 0.24 0.074 0.017 0.23
0.65 0.032 0.006 0.19 0.053 0.010 0.19 0.19 0.077 0.014 0.18
0.60 0.034 0.004 0.12 0.058 0.007 0.12 0.12 0.081 0.010 0.12
0.55 0.035 0.003 0.09 0.062 0.006 0.1 0.10 0.084 0.007 0.08
0.50 0.037 0.002 0.05 0.066 0.004 0.06 0.06 0.086 0.006 0.07
앞서 살펴본 바와 같이 종래 트러스데크에 콘크리트용 보강재가 혼입된 콘크리트를 혼입시킬 경우 강축 방향의 정모멘트 및 약축방향의 정모멘트에 대한 내력이 향상된다. 상기 표 2에 의하면 이방향에서 일방향 슬래브로 형상비가 변화함에 따라 강축방향 정모멘트에 대한 약축방향 정모멘트 비는 형상비가 1.0일 때 1.0으로부터 형상비 0.5일 때 0.05 ~ 0.07로 급격히 감소함을 볼 수 있다. 따라서, 콘크리트용 보강재를 혼입한 콘크리트를 트러스데크에 타설함으로써 증가하는 정모멘트에 대한 휨내력 향상은 트러스데크를 이방향 슬래브에 적용할 수 있도록 한다.
그러나 투입되는 콘크리트용 보강재의 양에 따라 슬래브 정모멘트에 대한 내력 향상 정도가 영향을 받게 되며, 상기 표 2에 따르면 슬래브가 일방향으로부터 이방향으로 그 형상비가 변함에 따라 강축방향의 슬래브 모멘트 크기에 대하여 약축방향의 슬래브 모멘트 크기가 증가함을 알 수 있다. 콘크리트용 보강재의 투입에 따른 약축방향 정모멘트 내력의 증가가 제한적임을 고려할 때 콘크리트용 보강재를 투입한 이방향 트러스데크 슬래브의 단변에 대한 장변의 비는 제한을 받게 되며 이하에서는 콘크리트용 보강재의 투입량에 따라 설계가 가능한 이방향 트러스데크 슬래브의 형상비를 실험에 의해 결정할 수 있도록 한다.
가) 기존 트러스데크 중 하나를 선택한다.
나) 콘크리트용 보강재의 투입량을 20, 30, 40, 45kg/m3 중 특정 투입량을 순차적으로 선택한다(Wf). 만일 45kg/m3까지 고려한 경우에는 상기 가)에서부터 다시 반복한다. 그리고 fft값은 Re ,3에 비례하는 것으로 가정하여 아래 표 3과 같이 산정한다.
투입량[kg/m3] Re ,3 fft[MPa]
20 0.52 0.69
30 0.68 0.91
40 0.85 1.14
45 0.93 1.25
다) 상기 가)에서 결정한 트러스데크 및 섬유투입량에 대하여 형상비(m=단변/장변) 0.5부터 1.0 사이의 값 중 순차적으로 한 개의 형상비를 선택하고, 만일 형상비 1.0까지 모두 고려한 경우에는 상기 나)에서부터 다시 반복한다.
라) 선정한 트러스데크의 배근, Wf에 근거하여 단변방향 모멘트 내력에 대한 장변방향 모멘트 내력비(γ=M+ L/M+ S)를 산정한다.
마) 만일 상기 표 2에 의한 단변방향 모멘트 내력에 대한 장변방향 모멘트 내력비의 값이 상기 라)에서 산정한 γ값보다 작으면 이방향 트러스데크 슬래브로써 설계가 가능한 것을 의미한다.
바) 만일 γ에 대한 조건이 맞지 않을 경우, 상기 나) 단계에서 콘크리트용 보강재 투입량을 순차적으로 증가시켜 다시 계산을 반복한다.
상기 가) 내지 바)의 과정을 거쳐 산정된 결과를 아래 표 4에 나타내었다. 단위폭에 대한 장·단변방향 공칭모멘트의 크기를 산정할 때, 정모멘트에 대한 모멘트 내력(m+ S,F, m+ L,F)은 이방향성이 고려된 별도의 실험을 통하여 산정된 fft를 적용하였고, 부모멘트(m- S,F, m- L,F)에 대한 fft값은 Re ,3 개념에 근거한 등가휨강도(equfft,fl)를 적용하여 산정하였다.
트러스 데크 콘크리트용 보강재 트러스 데크 정모멘트 비 Method 3
종류 상,하단철근 단변방향 공칭모멘트/폭
(kN·m/m)		 투입량,
Wf
(kg/m3)		 장
Figure 112015088387554-pat00009
단변방향
공칭모멘트/폭
(kN·m/m)		 m+ S,S/γS, m+ S,F/γf (m+ L,F/γf) /
(m+ S,S/γS + m+ S,F/γf)		 적용 가능
최대 형상비
(mmax)
m+ S,S/γs m- S,S/γs m+ S,F/γf, m+ L,F/γf m- S,F/γf, m- L,F/γf
T1 D10 33.5 15.7 20 4.1 4.1 37.6 0.11 0.57
30 5.3 5.3 38.8 0.14 0.62
40 6.7 6.7 40.2 0.17 0.63
45 7.3 7.3 40.8 0.18 0.64
T2 D13 56.5 30 20 4.1 4.1 60.6 0.08 0.52
30 5.3 5.3 61.8 0.09 0.53
40 6.7 6.7 63.2 0.11 0.57
45 7.3 7.3 63.8 0.11 0.57
T3 D16 82.4 41.1 30 5.3 5.3 87.7 0.06 0.5
40 6.7 6.7 89.1 0.08 0.52
45 7.3 7.3 89.7 0.08 0.52
(mS ,S, mS ,F = 단변방향 철근에 의한 단위폭 당 모멘트 내력 및 강섬유에 의한 모멘트 내력,
mL ,F = 장변방향 콘크리트용 보강재에 의한 단위폭 모멘트 내력,
γs, γf = 철근과 콘크리트에 대한 부분안전계수(각각 1.15 및 1.5) (Eurocode2, 2004),
윗첨자 +,- = 정모멘트 및 부모멘트)
상기 표 4에 의하면 m = 0.5에서 0.6의 범위 내에서는 거의 모든 경우에 대하여 콘크리트용 보강재를 혼입한 콘크리트를 타설함으로써 이방향 트러스데크의 설계가 가능하다. 그러나 m 값이 0.65 이상의 값을 가질 경우, m 값이 증가함에 따라 콘크리트용 보강재의 투입량이 증가되어야 이방향 설계가 가능해짐을 알 수 있다. 따라서, 형상비(m)가 0.5에서 0.64 사이의 값을 가질 때에는 콘크리트용 보강재를 45kg/m3 이상을 사용하지 않고도 이방향 트러스데크 슬래브의 설계가 가능해진다.
이하에서는 실험에 의하여 최적의 부착강도와 휨 성능을 갖도록 하는 콘크리트용 보강재(31)에 관하여 상술한다.
<실시예 3 내지 6>
1) 실시예 3은 도 15에 도시된 바와 같이 Dog Bone 모양의 시편(M1)에 1100MPa의 인장강도를 가진 상기 콘크리트용 보강재를 20mm 매립한다.
2) 실시예 4는 실시예 3에서 콘크리트용 보강재의 인장강도를 1250MPa로 하였다.
3) 실시예 5는 실시예 3에서 콘크리트용 보강재의 인장강도를 1400MPa로 하였다.
4) 실시예 6은 실시예 3에서 콘크리트용 보강재의 인장강도를 1600MPa로 하였다.
<비교예 2>
1) 실시예 3과 같이 Dog Bone 모양의 시편(M1)에 1100MPa의 인장강도를 가진 후크부 하나 만을 포함하는 종래 콘크리트용 보강재를 20mm 매립한다.
<실험예 2>
1) 상기 실시예 3 내지 6 및 비교예 2에서 콘크리트용 보강재가 매립된 시편(M1)을 가지고 도 15에 도시된 바와 같이 JCI SF-8 『Method of Test for Bond of Fiber』를 바탕으로 pull-out test를 실시하여 표 5에 나타낸 바와 같이 각각의 최대부착하중을 측정하였으며, 하기 수학식 2를 이용하여 각각의 부착강도를 계산하였고, 각 실시예와 비교예 별로 3회의 실험을 실시하여 평균값을 계산하였다.
<수학식 2>
τmax = (Pmax/2πrℓ)
수학식 2에서, τmax는 부착강도(MPa), Pmax는 최대부착하중(N), ℓ은 매립길이(mm), r은 콘크리트용 보강재의 반지름(mm)을 나타낸다.
2) 도 16은 실험예 2에서 실시한 pull-out test에 의하여 측정된 최대부착하중을 바탕으로 하중-변위 그래프를 나타내었다.
구분 최대부착하중(N) 부착강도(MPa)
# 평균 # 평균

비교예 2
 387
395
 8.21
8.38
399 8.47
398 8.45

실시예 3
 423
423
 8.98
8.97
421 8.93
424 9.00

실시예 4
 541
533
 11.48
11.31
538 11.42
520 11.03

실시예 5
 614
613
 13.03
13.02
610 12.94
616 13.07

실시예 6
 666
673
 14.13
14.29
673 14.28
681 14.45
상기 표 5와 도 16에서 보는 바와 같이 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)를 갖는 콘크리트용 보강재(31)가 종래 후크부만을 갖는 보강재보다 높은 최대부착하중과 부착강도를 나타내었으며, 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)를 갖는 콘크리트용 보강재는 종래 보강재보다 인장강도에 따라 107%, 135%, 155%, 171%의 부착강도 향상률을 보였다. 따라서, 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)를 동시에 가짐에 따라 부착강도가 향상됨이 입증되었다.
또한, 우수한 휨 성능을 나타내는 상기 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 조건을 찾기 위해 아래와 같이 휨 성능 실험을 실시하였다.
<실시예 7 내지 9>
1) 실시예 7은 콘크리트용 보강재를 30kg/m3 혼입하고, 도 17에 도시된 바와 같이 재령 28일의 150 × 150 ×550mm 각주형 공시체(M2)를 2개 제작하였으며, 이때 혼입된 콘크리트용 보강재의 상기 제1,2후크부(311,313)의 높이(H)를 0.94mm로 하였다.
2) 실시예 8은 실시예 7에서 높이(H)를 1.25mm로 하였다.
3) 실시예 9는 실시예 7에서 높이(H)를 1.87mm로 하였다.
<비교예 3>
1) 실시예 7과 동일한 방법으로 각주형 공시체 2개를 제작하였으며, 이때 혼입된 콘크리트용 보강재는 종래 콘크리트용 보강재로 후크부 하나만을 포함하고, 후크부의 높이는 1.87mm로 하였다.
<실험예 3>
1) 상기 실시예 7 내지 9 및 비교예 3에서 제작된 각주형 공시체 2개씩(M2)을 가지고 도 17에 도시된 바와 같이 250kN 용량의 변위제어 UTM(Shimadzu, Japan)을 이용하여 규정된 재하속도로 시험을 실시하였다.
2) ASTM C1609 및 JSCE SF-4에 따라 휨 시험을 실시하였으며, 본 실험에서는 0.1mm/min의 재하속도로 진행하다가 처짐 L/900 이후로 0.3mm/min의 재하속도 변경을 채택하여 실시하였고, 그 결과는 도 18에 도시된 바와 같다.
3) 도 18에 도시된 바와 같은 하중-변위 곡선으로부터 JSCE SF-4에 따라 규정처짐(ℓ/150)까지의 등가휨강도를 산출하여 하기 수학식 3에 의해 휨강도 및 등가휨강도를 산출하였다.
<수학식 3>
ft = Puℓ/bh2, fe = (Tb/δtb)·(ℓ/bh2)
수학식 3에서, ft는 휨강도(MPa), Pu는 최대하중(N), b, h는 시험편의 폭, 높이(mm), fe는 등가휨강도(MPa), Tb는 규정처짐까지의 휨 인성, δtb는 규정처짐, l/150(mm), ℓ은 지간(mm)를 나타낸다.
4) 등가휨강도비(Re,3)는 휨강도(ft)와 처짐 3mm까지의 등가휨강도(fe)의 비로 하기 수학식 4와 같다.
<수학식 4>
Re ,3(%) = fe/ft × 100

구분		 휨강도
(MPa)		 등가휨강도
(MPa)		 등가휨강도비
Re ,3(%)
# 평균 # 평균 # 평균
비교예 3
 5.323 5.118
 3.026 2.720
 57 53
4.912 2.413 49
실시예 7 4.768 4.604
 3.296 2.834
 69 61
4.440 2.372 53
실시예 8
 4.551 4.447
 2.919 2.747
 64 61.5
4.343 2.575 59
실시예 9
 4.090 3.917
 2.764 2.341
 68 59.5
3.743 1.917 51
표 6에서 등가휨강도비라는 것은 휨강도와 규정처짐까지의 등가휨강도의 비로, 이러한 등가휨강도비를 통해 시편에 처음 응력이 발생했을 때부터 잔류강도까지의 평균 강도 값을 판정하고 시편에 변위가 발생하는 동안의 평균 강도 값과 최대강도와의 비를 파악하여 강도변화에 대한 안정성을 분석함으로써 시편의 휨 성능을 평가할 수 있다. 따라서, 표 6에 나타낸 바와 같이 실시예 7 내지 9는 비교예 3보다 높은 등가휨강도비를 보여 우수한 휨 성능을 갖는 것으로 평가될 수 있으며, 뿐만 아니라 실시예 7 내지 9 중에서는 실시예 8이 가장 높은 등가휨강도비를 가지므로, 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H)가 1.25mm일 때 가장 우수한 휨 성능을 갖는 것으로 평가할 수 있다. 이는 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H)가 높을 경우 콘크리트용 보강재의 저항력은 강해지나 콘크리트용 보강재 자체의 파단이 일어나 휨 성능이 저하될 수 있고, 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H)가 낮을 경우 콘크리트용 보강재의 저향력이 약해져 휨 성능이 낮아지므로, 특정 높이에서 가장 높은 등가휨강도비를 갖는 것으로 판단할 수 있다.
또한, 최적의 휨 성능을 갖는 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 형상을 찾기 위하여 상기 실험예 3과 동일한 휨 성능 평가 시험을 실시하였다.
<실시예 10 내지 12>
1) 실시예 10은 상기 실시예 7과 동일한 각주형 공시체 2개를 제작하였으며, 상기 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H)를 1.25mm로 하고, 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부가(311b,313b) 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이를 연결하는 가상의 라인과 이루는 각도(α)를 30°로 하였다.
2) 실시예 11은 실시예 10에서 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부가(311b,313b) 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이를 연결하는 가상의 라인과 이루는 각도(α)를 35°로 하였다.
3) 실시예 12는 실시예 10에서 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부가(311b,313b) 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이를 연결하는 가상의 라인과 이루는 각도(α)를 40°로 하였다.
<비교예 4>
1) 실시예 10과 동일한 각주형 공시체 2개를 제작하였으며, 이때 혼입된 콘크리트용 보강재는 종래 콘크리트용 보강재로 후크부 하나만을 포함하도록 하였다.
<실험예 4>
1) 상기 실험예 3과 동일한 방법으로 휨 성능 시험을 실시하였으며, 수학식 3 내지 수학식 4를 이용하여 등가휨강도 및 등가휨강도비를 구하고 그 결과를 아래 표 7에 나타내었다.

구분		 휨강도
(MPa)		 등가휨강도
(MPa)		 등가휨강도비
Re ,3(%)
# 평균 # 평균 # 평균
비교예 4
 5.371 5.177
 3.102 2.873
 58 55.5
4.982 2.643 53
실시예 10 4.812 4.576
 3.121 2.683
 65 58.5
4.339 2.244 52
실시예 11
 4.551 4.447
 2.919 2.747
 64 61.5
4.343 2.575 59
실시예 12
 4.233 4.066
 2.655 2.344
 63 57.5
3.899 2.032 52
표 7에서도 역시 실시예 10 내지 실시예 12가 비교예 4보다 높은 등가휨강도비를 가지며, 실시예 10 내지 실시예 12 중에서는 실시예 11이 가장 높은 등가휨강도비를 갖는 것으로 나타났다. 따라서, 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부가(311b,313b) 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이를 연결하는 가상의 라인과 이루는 각도(α)가 35°의 각도를 형성했을 때 가장 우수한 휨 성능을 갖는 것으로 볼 수 있다.
<실시예 13 내지 17>
1) 실시예 13은 상기 실시예 7과 동일한 각주형 공시체 2개를 제작하였으며, 이때 혼입된 콘크리트용 보강재의 상기 제1경사부(311a,313a)의 하단과 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이의 거리(L1)를 6.48mm, 상기 제1후크부(311) 및 제2후크부(313)의 높이(H)를 1.25mm, 상기 수평부(15,35)의 길이(L2)를 1.50mm로 하였다.
2) 실시예 14는 실시예 13의 상기 제1경사부(311a,313a)의 하단과 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이의 거리(L1)를 6.97mm로 하였다.
3) 실시예 15는 실시예 13의 상기 제1경사부(311a,313a)의 하단과 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이의 거리(L1)를 7.33mm으로 하였다.
4) 실시예 16은 실시예 13의 상기 수평부(311c,313c)의 길이(L2)를 1.21mm로 하였다.
5) 실시예 17은 실시예 13의 상기 수평부(311c,313c)의 길이(L2)를 1.83mm로 하였다.
<비교예 5>
1) 실시예 13과 동일한 방법으로 각주형 공시체 2개를 제작하였으며, 이때 혼입된 콘크리트용 보강재는 종래 콘크리트용 보강재로 후크부 하나만을 포함하도록 하였다.
<실험예 5>
1) 상기 실험예 3과 동일한 방법으로 휨 성능 시험을 실시하였으며, 수학식 3 내지 수학식 4를 이용하여 등가휨강도 및 등가휨강도비를 구하고 그 결과를 아래 표 8에 나타내었다.

구분		 휨강도
(MPa)		 등가휨강도
(MPa)		 등가휨강도비
Re ,3(%)
# 평균 # 평균 # 평균
비교예 5
 5.017 5.226
 2.766 2.884
 55 55
5.435 3.002 55
실시예 13 4.326 4.662
 2.977 2.816
 69 60
4.997 2.655 53
실시예 14
 4.551 4.447
 2.919 2.747
 64 61.5
4.343 2.575 59
실시예 15
 4.277 4.200 2.623 2.482
 61 59
4.123 2.341 57
실시예 16
 4.722 4.767
 2.864 2.660
 61 56
4.812 2.465 51
실시예 17
 5.121 4.833
 2.725 2.703
 53 56
4.544 2.681 59
표 8에서도 역시 실시예 13 내지 17의 등가휨강도비가 비교예 5보다 높은 값을 나타내었으며, 실시예 13 내지 15 중에서는 실시예 14가, 실시예 14, 16, 17 중에서도 실시예 14가 가장 높은 등가휨강도비를 나타내었다. 따라서, 본 발명에 따른 콘크리트용 보강재는 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 상단 사이를 연결하는 상기 수평부의 길이(L2)가 1.50mm, 상기 제1경사부(311a,313a) 및 제2경사부(311b,313b)의 하단 사이의 거리(L1)가 6.97mm일 때 가장 우수한 휨 성능을 갖는 것으로 측정되었다.
이상에서, 출원인은 본 발명의 다양한 실시예들을 설명하였지만, 이와 같은 실시예들은 본 발명의 기술적 사상을 구현하는 일 실시예일 뿐이며, 본 발명의 기술적 사상을 구현하는 한 어떠한 변경예 또는 수정예도 본 발명의 범위에 속하는 것으로 해석되어야 한다.
1: 트러스데크 11: 삼각트러스
111: 상부근 113: 하부근 115: 래티스근
13: 하부판
3: 콘크리트 31: 콘크리트용 보강재
311: 제1후크부
311a: 제1경사부 311b: 제2경사부 311c: 수평부
313: 제2후크부
313a: 제1경사부 313b: 제2경사부 313c: 수평부
315: 직선부

Claims (6)

  1. 삼각트러스를 포함하는 트러스데크와, 상기 트러스데크 상에 타설되는 콘크리트를 포함하는 트러스데크 슬래브에 있어서,
    상기 콘크리트는 단섬유상의 강재로 형성되는 콘크리트용 보강재가 혼입되어 타설되고,
    상기 트러스데크 슬래브는 이방향 슬래브이며, 혼합된 콘크리트용 보강재의 양이 20kg/m3 이상 45kg/m3 이하에서, 트러스데크 슬래브의 단변에서 장변을 나눈 값이 0.5 이상 0.64 이하가 되도록 하고,
    상기 콘크리트용 보강재는, 상기 콘크리트용 보강재의 일단에 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제1후크부와; 상기 콘크리트용 보강재의 타단에 상기 제1후크부와 반대방향으로 돌출되도록 형성되어 일정 공간을 형성하는 제2후크부와; 상기 제1후크부와 제2후크부 사이를 일직선으로 연결하는 직선부;를 포함하며,
    상기 제1후크부와 제2후크부는 상기 콘크리트용 보강재의 중심을 기준으로 대칭으로 형성되고,
    상기 제1후크부 및 제2후크부는,
    상기 콘크리트용 보강재로부터 돌출되며 내측으로 기울어지는 경사를 갖는 제1,2경사부와, 상기 제1,2경사부의 상단을 연결하는 수평부를 포함하고, 상기 제1,2경사부 및 수평부에 의해 등변사다리꼴의 내부 공간을 형성하도록 하며,
    상기 제1후크부 및 제2후크부가 형성하는 내부공간의 높이는 1.25mm이고,
    상기 제1경사부 및 제2경사부가 상기 제1경사부 및 제2경사부의 하단 사이를 연결하는 가상의 라인과 이루는 각도는 35°이며,
    상기 제1경사부 및 제2경사부의 상단 사이를 연결하는 상기 수평부의 길이는 1.50mm이며, 상기 제1경사부 및 제2경사부의 하단 사이의 거리는 6.97mm가 되도록 하는 것을 특징으로 하는 트러스데크 슬래브.
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Citations (4)

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KR20010037221A (ko) * 1999-10-14 2001-05-07 서두칠 유리용융로용 축열실
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