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민상 삼
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1 Journal of the Korea Concrete Institute Vol. 28, No. 1, pp. 3~11, February, pissn eissn 프리캐스트콘크리트트리플리브슬래브의휨성능 황승범 1) 서수연 1) * 이강철 2) 이석현 2) 1) 한국교통대학교건축공학과 2) 삼성물산 ( 주 ) 건설부문 Flexural Capacity of Precast Concrete Triple Ribs Slab Seung-bum Hwang, 1) Soo-yeon Seo, 1) * Kang-cheol Lee, 2) and Seok-hyun Lee 2) 1) Department of Architectural Engineering, Korea National University, Chungju 27469, Rep. of Korea 2) Modular Business Team, Samsung C&T, Chungju 27329, Rep. of Korea ABSTRACT The concern about hollow core PC slab has been increased to improve the workability during a construction of building by reducing self weight of structural members. In this manner, recently, TRS (Tripple Ribs Slab) was developed as a new type of half PC slab system. TRS member consists of the triple webs and the bottom flange prestressed by strands. The slab system is completed by casting of topping concrete on the TRS after filling styrofoam between the webs. This paper, presents a flexural experiment to investigate the flexural capacity of the TRS. Five full scale TRS members were made and tested under simple support condition to be failed by flexure and their strength was evaluated by code equations; the variables in the test are the depth and the presence of topping or raised spot formed when slip-forming. In addition, a nonlinear sectional analysis was performed for the specimens and the result was compared with the test results. From the study, it was found that the TRS has enough flexural strength and ductility to resist the design loads and its strength can be suitably predicted by using code equations. The raised spot did not affect the strength so that the spot need not to be removed by doing additional work. For the more accurate prediction of TRS s flexural behavior by using nonlinear sectional analysis, it is recommended to consider the concrete s brittle property due to slip-forming process in the modeling. Keywords : Half PC slab, triple ribs slab, flexural experiment, full scale, depth, topping concrete, raised spot, nonlinear sectional analysis 1. 서론 1) 최근고층건축물의건설이증가함에따라, 건축물의자중을저감하며공기를단축시킬수있도록기존의바닥구조시스템을개선한중공슬래브시스템에대한관심이높아지고있다. 트리플리브슬래브 (Triple ribs slab, 이하 TRS) 는 Fig. 1에나타낸바와같이 3개의웨브와하부플렌지로구성된바닥부재로서웨브와웨브사이에스티로폼 (styrofoam) 을채워현장타설시중공부를형성하는하프PC형중공슬래브이다. TRS 부재는단면에서구조적기능이거의없는중립축부근의콘크리트를생략하여자중을저감시키면서도슬래브의두께는크게하여연직하중에저항할뿐만아니라콘크리트재료물량을감소시킬수있다. 또 한보와하부슬래브에프리스트레스 (Prestress) 를도입함으로써기존의철근콘크리트 (Reinforced concrete, 이하 RC) 슬래브에비해향상된휨강도및강성을확보할수있도록구조적으로최적화된프리캐스트콘크리트 (Precast Concrete, 이하 PC) 슬래브이다. 특히, TRS는슬립포머방식 (slipformer method) 을통해생산되는데, 습립포머방식은매우낮은슬럼프의콘크리트를사용하여거푸집없이성형하기때문 *Corresponding author syseo@ut.ac.kr Received March 13, 2015, Revised July 3, 2015, Accepted September 14, 2015 c2016 by Korea Concrete Institute Fig. 1 Shape of TRS This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License ( by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. 3

2 에빠른제품생산이가능하여대량생산에유리한생산방식이다. TRS부재의공칭휨강도는시공단계를고려하여토핑콘크리트를타설하지않은미합성휨강도와토핑콘크리트를타설한합성휨강도가있다. 콘크리트구조기준 ) 에따라 TRS 부재의휨강도를산정할경우에는프리스트레스가도입된휨재의설계방법을따른다. 합성 TRS부재의휨강도는토핑콘크리트와 PC 부재의합성거동여부에따라달라지며미합성 TRS부재의경우는압축력을받는토핑콘크리트가없기때문에시공과정에서생기는시공하중을 PC 부재만으로지지할수있도록설계하여야한다. 이에따라본연구에서는콘크리트구조기준에대하여 TRS 부재의휨강도를평가하고자한다. 특히리브의깊이와토핑콘크리트의유무에따른휨강도변화를관찰하고현행설계기준식의적합성을파악하고자한다. 또한 Layer 모델에의한비선형단면해석을실시하고그결과를실험결과와비교하여해석방법의적합성도평가한다. 2. 기존연구분석국내프리스트레스트중공슬래브의대표적인예로는 Hollow Core Slab ( 이하 HCS) 가있다. HCS는슬래브단면에원형, 타원형또는다각형의중공을생성하여콘크리트재료물량감소는물론자중을경감시킬수있으며, 상하단의플랜지에프리스트레스를도입함으로써기존의철근콘크리트슬래브에비해매우향상된휨강도및강성을제공할수있도록구조적으로최적화된프리캐스트슬래브부재이다. 이와같은 HCS의성능과관련하여국내외에서많은연구 2-13) 가진행되어왔으며, 현재이를이용한 PC구조물의시공이이루어져왔다. 최근의연구로서, 임주혁 3) 등은일련의연구를통하여 HCS 부재의휨성능은우수하지만제작특성상수직전단보강및수평전단연결재를설치할수없어, 합성및전단성능에유의하여야함을지적하였다. 즉 HCS가생산성및경제성이뛰어나지만수직및수평전단연결재의설치가어렵기때문에콘크리트의전단성능에만의존해야한다. 따라서높은하중이발생하는구조물에서는설계하중을만족시키기위해서단면의크기가지나치게비대해질우려가있기때문에오히려비경제적으로설계될수있다. 기존 HCS의장점을보안한공법으로서는 Ribs Plus Slab ( 이하 RPS) 가있다. 이슬래브는 EPS를매입하고콘크리트를타설함으로서슬래브자중을감소시키는다중역T형상을같는프리스트레스트중공슬래브이다. 박금성 14-15) 등의연구에서는 RPS가다중역T형상을갖춤으로써 HCS에비해리브폭이넓어전단연결재의적용이용이하고접합부의중공면적을조절가능하다고주장하였으며, 결과적으로 RPS의합성성능과접합부일체성이뛰어난것으로 나타났다. 다만이부재의경우에는공장에서성형된몰드위에타설하여제작하는방식이기때문에반복성이높은바닥부재로사용하기에는다소생산성이떨어지는단점이있다. HCS와 RPS의장단점을보안한공법으로서 TRS가개발되었다. TRS는다중역T형상을갖춤으로써전단연결재의설치가용이하고접합부의중공면적조절이가능하며슬립포머방식을사용하여생산성이향상된하프PC형중공슬래브이다. 이연구에서는 TRS의개발에따른기초연구로서 TRS의휨성능을규명하기위한실험을실시하고자한다. 3. TRS 부재의휨강도설계기준검토 TRS부재의휨강도설계시에는합성 TRS부재와미합성 TRS부재에대하여각각의내력검토가필요하다. 그이유는합성 TRS부재와미합성 TRS부재의하중발생시의응력분포가다르기때문이다. 국내콘크리트구조설계기준에서는강도설계법에근거하여다음과같이휨강도를산정한다. (1) (2) (3) 여기서, 는토핑콘크리트의압축강도, 는부재의공칭강도에서 PS강연선의응력, 와 는각각하부 PS강재의단면적, 인장철근의단면적이며,, 는각각압축단부에서하부 PS 강재의도심, 인장철근도심까지의거리임. 또한, 현행콘크리트구조기준에서는극한상태에서 PS강재의응력은 Eq. (4) 와같이계산할수있도록하고있다. (4) 여기서, 는 PS강재의인장강도, 는 PS강재의종류에따른계수, 은중립축깊이 에대한 와의비 ( ), 는 PS 강재비, 는인장철근의강재지수, 는압축철근의강재지수 임. Eq. (4) 는근사식으로서긴장재의인장응력을간단하게계산할수있지만, 긴장재가충분히변형하지못할경우긴장재의인장응력을과대평가할수있다. 미합성 TRS 부재의경우하부에는플팬지가있는반면에상부에는웨브만있기때문에정모멘트작용시상대적으로압축력을 4 한국콘크리트학회논문집제 28 권제 1 호 (2016)

3 4. 실험 4.1 실험체계획 Fig. 2 Stress-strain relation of TRS 받는 PC 콘크리트의유효폭이작기때문에 TRS 부재의압축측에서파괴될가능성이높다. 즉, 인장력을받는긴장재와용접철망이항복강도에도달하기어려워지게된다. 따라서미합성 TRS 부재의휨강도를계산하기위해서는미합성 TRS 부재의변형률과내력관계를나타낸 Fig. 2와같이인장재의순인장변형률을산정한뒤, 순인장변형률과각지배단면에대한한계변형률을비교하여공칭휨모멘트의강도감소계수를산정하여야하며, 본논문에서는콘크리트구조기준및 ACI ) 에서제시한휨재의순인장변형률에따른강도감소계수산정방식을따랐다. 합성 TRS부재의휨강도는미합성 TRS부재와같이변형률적합조건과평형방정식을통해산정하였으나, 산정결과모두인장지배단면으로서전술한약산식으로도설계가가능하다. 본연구에서대상으로하는깊이 240 mm 및 320 mm 미합성및합성 TRS부재에대하여산정한강도감소계수는 Table 1에나타낸바와같다. Table 1에나타낸바와같이, 리브깊이가다른두가지의 TRS 부재에대하여토핑콘크리트유무를고려하여총 4개의실험체를계획하고또한제품생산과정에서제품의상단부에형성되는콘크리트턱의제거여부를고려한실험체 1개를포함하여총 5개의 Full scale 실험체를계획하였다. 제품생산시형성되는턱은 Fig. 3과같이전단보강을위해배근한래티스바때문에시공과정에서형성되며, 실제현장에서는부재가양생되기전에이콘크리트턱을제거하여가능한상부면을매끈하게처리하여제품을생산한다. 이는추가의생산공정을요구하기때문에토핑콘크리트와의합성거동에서문제가되지않는다면굳이제거할필요는없다. 따라서이콘크리트턱의유무가합성 TRS 부재의휨거동에미치는영향을파악하기위하여, F-32-T-a 실험체는이콘크리트턱을제거하지않고상부토핑콘크리트를타설하여제작한실험체이다. Fig. 4는실험체의상세를나타낸그림으로써, 모든실험체에는직경 12.7 mm PS강연선 10개가하부에배치되어 3있으며, 상부토핑콘크리트에는직경 9.5 mm PS강연선이배치되어있다. 제품제작시 PS강연선에작용시킨프리스트레스의크기는 1,066 MPa이다. 또한, 하부에는직경 5 mm 와이어메쉬가 200 mm 간격으로배치되어있다. 그리고전단철근으로서, 깊이 240 mm의미합성 TRS 부재에는 12 mm 직경의레티스바가배치되어있고, 깊이 320 mm 의미합성 TRS 부재에는 10 mm 직경의레티스바가배치되어있다. 토핑콘크리트가있는 3개의실험체의토핑부분에는직경 13 mm 철근을가로, 세로 200 mm 간격으로배치하였다. Table 1 Specimen list Specimen Name TRS CIP Reinforcements (MPa) (mm) (MPa) (mm) (mm) (mm) (mm) (MPa) (MPa) (MPa) Strength reduction factor ( ) F d12@ F d10@ F-24-T d12@ F-32-T d10@ F-32-T-a d10@ No surface treatment and are compressive strength and depth of TRS, respectively, and are compressive strength and thickness of topping concrete, respectively, and are effective width and effective depth of TRS, is space of lattice,, and are yield strengths of WWF, PS strand and lattice bar, respectively. 프리캐스트콘크리트트리플리브슬래브의휨성능 5

1000kN Actuator LVDT Roller support Roller support Fig.

4 Raised spot concrete formed due to lattice bars during slip-forming 실험체제작에사용된콘크리트에서

03 MPa로나타났다. 4.2 실험방법실험체의길이는 8,000 mm이며 Fig. 5와같이 2점가력으로정하중실험을하였다.

실험체가력지점의불규칙한표면에의해서불균등하게하중이가력되는현상을방지하기위하여실험체표면에석고를바르고힌지를올려고른표면을만들었다.

실험동안부재의변형특성을파악하기위하여가력점하부와중앙하부에변위계를설치하여처짐을측정하였 (b) TRS with toppping Fig.

4 1000kN Actuator LVDT Roller support Roller support Fig. 3 Test setup (a) TRS without toppping Fig. 4 Raised spot concrete formed due to lattice bars during slip-forming 실험체제작에사용된콘크리트에서 PC부분의콘크리트강도는설계강도인 40 MPa를초과하여 MPa와 MPa로나타났으며, 토핑콘크리트의강도는 MPa 와 MPa로나타났다. 4.2 실험방법실험체의길이는 8,000 mm이며 Fig. 5와같이 2점가력으로정하중실험을하였다. 반력점과가력점간거리는 3,550 mm, 가력점간거리는 600 mm이며, 실험체가력지점의불규칙한표면에의해서불균등하게하중이가력되는현상을방지하기위하여실험체표면에석고를바르고힌지를올려고른표면을만들었다. 또한미합성 TRS 실험체의경우 3개의리브에균등하게힘이전달될수있도록 3개의힌지받침판위에봉강을올리고다시이봉강위에 2개의힌지받침판을올린뒤가력하였다. 실험동안부재의변형특성을파악하기위하여가력점하부와중앙하부에변위계를설치하여처짐을측정하였 (b) TRS with toppping Fig. 5 Sectional details of TRS specimens 다. 또한가력점위치에서 PS강연선과용접철망의인장변형과콘크리트의압축변형을측정하기위하여변형도게이지를부착하였다. 4.3 실험결과실험결과나타난, 각실험체의모멘트 -곡률그래프는 Fig. 6에나타낸바와같다. 그림에서실선은실험결과를나타내며점선은 Layer model로비선형단면해석한결과를나타낸다. 또한수평실선과점선은기준식에따라산정한공칭모멘트와이공칭모멘트에강도감소계수를고려한값을나타낸다. 6 한국콘크리트학회논문집제 28 권제 1 호 (2016)

(a) F-24 (b) F-32 (c) F-24-T (d) F-32-T (e) F-32-T-a Fig. 6 Moment-curvature curves of specimens 토핑콘크리트가없는 F-24와 F-32 실험체는초기균열및최대내력이콘크리트구조기준에서정하고있는균열강도와공칭강도보다높게나타났음을알수있다.

5 (a) F-24 (b) F-32 (c) F-24-T (d) F-32-T (e) F-32-T-a Fig. 6 Moment-curvature curves of specimens 토핑콘크리트가없는 F-24와 F-32 실험체는초기균열및최대내력이콘크리트구조기준에서정하고있는균열강도와공칭강도보다높게나타났음을알수있다. 비록초기균열은인장측에서발생하였지만, 궁극적으로는압축측콘크리트가파괴되는것으로나타났다. 이는강연선및와이매쉬의내력에비해상대적으로압축콘크리트측의단면적이작기때문에압축파괴가발생한것으로판단된다. 이에따라그래프에서도최대내력에도달한뒤급격하게내력이저하되는취성파괴의양상을보였다. Fig. 7은 F-24 실험체에대하여, 가력점위치에있는인장측용접철망과 PS강연선의모멘트-변형도곡선을나타 낸그래프이다. W2와 ST3는각각하부플렌지중앙의용접철망과 PS강연선의게이지번호를나타내며, ST3-1은 PS강연선의프리스트레스에의한변형도 을합산하여나타낸곡선이다. 프리스트레스에의한변형도란 TRS 부재생산시강연선에가해진프리스트레스에의한변형에단면수축, 슬립등과같은프스트레싱손실을고려한유효프르스트레스를탄성계수로나누어산출한초기변형값을말한다. 최대하중시인장측용접철망의변형도는항복변형도인 에미치지않음을알수있고 PS강연선은실험체제작시작용되는프리스트레스에의한변형률 을고려하더라도, 항복변형률인 에미 프리캐스트콘크리트트리플리브슬래브의휨성능 7

6 Fig. 7 Strain of PS strand and wire mesh of the specimen without topping (F24) (a) F-24-T 치지않는것으로나타났다. 이는실험체의휨내력산정시변형률적합조건과평형방정식을통해산정한인장재의인장변형률과같은결과로서, 실험체가압축지배단면임을의미한다. 즉, 이경우강도감소계수는 0.65를사용해야한다. Fig. 8에서토핑이있는실험체의경우에도모든실험체의초기균열및최대내력이계산결과보다높게나타나, 콘크리트구조기준에따른설계식이실험체의내력을안전측으로평가함을알수있다. 특히토핑콘크리트가있음에따라, 콘크리트의압축측파괴가상대적으로줄어들었다. Fig. 8에나타낸인장측 PS강연선과와이어메쉬의변형도를보면, 토핑이없는미합성 TRS부재와달리, 인장측 PS강연선과와이어메쉬가 PS강연선의항복변형도 (0.0086) 에가깝게변형하여두재료모두인장항복강도에도달하였음을알수있다. 제품생산시래티스바때문에리브상부에형성되는턱을제거하지않은 F-32-T-a 실험체의모멘트-곡률곡선을보면, 턱을제거한 F-32-T 실험체와거의동일한휨강도를보이고오히려최대강도이후에는다소연성적인양상을보이는것으로나타났다. 이는돌출된레티스바때문에시공과정중에형성되는콘크리트턱을굳이제거할필요가없음을의미한다. (b) F-32-T Fig. 8 Strain of PS strand and wire mesh of the specimens with topping 4.4 실험결과의분석 TRS 부재와토핑콘크리트가타설된합성부재에대한휨강도계산결과와실험결과를정리하여 Table 2에나타내었다. 휨실험을통하여나타난합성 TRS 부재의휨강도는전술한콘크리트구조기준에따른설계식으로적절하게예측될수있는것으로사료된다. 부재의깊이 240 mm 와 320 mm 모두에대하여, 실험결과나타난균열모멘트와최대모멘트가기준식에의한계산결과를안전측으로 Table 2 Flexural strength of specimens Specimen Name Material strength (MPa) Prediction (kn m) Test (kn m) Strength ratio F F F-24-T F-32-T F-32-T-a and are compressive strength of TRS and topping concrete, respectively, and are yield strengths of wire mesh and PS strand, respectively, is strength of flexural failure, and is bending moment and decreased bending moment, respectively, is bending moment of sectional analysis, and is strength of initial crack and maximum bendig, respectively. 8 한국콘크리트학회논문집제 28 권제 1 호 (2016)

상회하고있는것으로나타났다. 토핑콘크리트가없는 TRS부재의경우에는인장측에설치된 PS강연선과용접철망이항복하지않고콘크리트의압축측파괴에의해최대내력에도달하고, 토핑이있는경우에는인장항복에도달하여최대내력시에는연성적인거동을보이는것으로사료된다. 또한레티스바때문에시공중형성되는상부콘크리트턱을제거하지않더라도합성부재의휨강도는저하되지않는것으로확인되었다.

(a) 는 PC 콘크리트의재료모델을나타내고있으며, 압축강도는재료시험결과값인 51.03 MPa ( 깊이 240 mm 부재 ) 와 62.77 MPa ( 깊이 320 mm 부재 ) 로하였다. (b) 와 (c) 는각각 PS 강연선과와이어메쉬의재료모델을나타낸다.

즉중립축이하부플랜지와웨브의경계부에형성됨을알수있다. 토핑이있는실험체들은토핑콘크리트내에서중립축이형성되고이에따라바닥플랜지와웨브 ( 리브 ) 의대부분이인장응력상태가되어, 현장타설된콘크리트의압축과 PC부재내강연선그리고와이어메쉬의인장에의해휨강도가발현됨을알수있다. 해석결과나타난모멘트-곡률관계는 Fig. 6에실험결과와함께나타내었다.

7 상회하고있는것으로나타났다. 토핑콘크리트가없는 TRS부재의경우에는인장측에설치된 PS강연선과용접철망이항복하지않고콘크리트의압축측파괴에의해최대내력에도달하고, 토핑이있는경우에는인장항복에도달하여최대내력시에는연성적인거동을보이는것으로사료된다. 또한레티스바때문에시공중형성되는상부콘크리트턱을제거하지않더라도합성부재의휨강도는저하되지않는것으로확인되었다. 이는돌출된레티스바때문에시공과정중에형성되는콘크리트턱을굳이제거할필요가없음을의미한다. 5. 비선형단면해석휨거동을파악하기위하여각재료의비선형특성을고려한비선형단면해석을수행하였다. 해석은 Berkeley에서개발한 X-tract 프로그램 17) 을이용하였으며, Fig. 9는단면해석시사용한재료모델을나타내고있다. (a) 는 PC 콘크리트의재료모델을나타내고있으며, 압축강도는재료시험결과값인 MPa ( 깊이 240 mm 부재 ) 와 MPa ( 깊이 320 mm 부재 ) 로하였다. (b) 와 (c) 는각각 PS 강연선과와이어메쉬의재료모델을나타낸다. PS강연선과와이어메쉬는제조사에서제시한시험성적서를근거로 bi-linear 로이상화하였으며강연선의경우에는변형경화강성을고려하지않은반면에와이어메쉬는탄성강성의 0.15% 로변형경화강성을고려하였다. Fig. 10은해석결과응력분포상태를나타낸것으로서, 토핑이없는경우에는 TRS 부재의하부플랜지부가대부분인장응력상태이고, 웨브부분이압축응력상태이다. 즉중립축이하부플랜지와웨브의경계부에형성됨을알수있다. 토핑이있는실험체들은토핑콘크리트내에서중립축이형성되고이에따라바닥플랜지와웨브 ( 리브 ) 의대부분이인장응력상태가되어, 현장타설된콘크리트의압축과 PC부재내강연선그리고와이어메쉬의인장에의해휨강도가발현됨을알수있다. 해석결과나타난모멘트-곡률관계는 Fig. 6에실험결과와함께나타내었다. 토핑이없는실험체들에대한해석결과모멘트-곡률관계는 Fig. 6(a) 와 (b) 에나타낸바와같이전체적으로실험결과의최대강도를적절하게묘사하고있지만실험결과에비하여다소연성적인관계를보이고있음을알수있다. 토핑이있는실험체들의경우에는인장측강연선과와이어메쉬의인장에의해전체거동이지배되는것으로나타났다. 실제실험에서는인장측에서일정변형을보이다가변형이커질경우에는궁극적으로압축측콘크리트파괴가발생하여최대강도부근에서소정의변형을보인후 (a) PC concrete (b) PS strand (c) Wire mesh Fig. 9 Material models for sectional analysis Compression Tension (a) F-24 (b) F-32 (c) F-24-T (d) F-32-T Fig. 10 Stress distribution from sectional analysis 프리캐스트콘크리트트리플리브슬래브의휨성능 9

8 내력이저하되는양상을보인반면에해석에서는강연선과와이어메쉬의소성구간에서의계속하여변형이증가하는양상을보였다. 전체적으로토핑이없는경우와있는경우에대하여 X-tract 프로그램을이용한비선형해석은초기선형거동이유사하게묘사된반면초기균열이후에는비선형구간에서의거동차이가나타났다. 이는슬립포머방식으로성형된콘크리트가일반적인타설콘크리트에비해슬럼프가낮고공극률이높아다소취성적인파괴양상이나타나는데, 이러한특성이해석에적절히반영되지않은것으로판단된다. 또한균열이증가함에따라서프리스트레스의손실이발생하게되는데, 프리스트레스가저하되면부재의강성이저하되며급격한내력저하를발생시키므로취성적거동이발생했다고판단된다. 때문에보다정확한해석모델을제시하기위해서는슬립포머방식으로성형된콘크리트의물리적특성과프리스트레스가손실됨에따른 TRS부재의내력손실을분석하여거동특성을해석에반영해야할것으로판단된다. 6. 결론본연구에서는콘크리트구조기준에대하여 TRS 부재의휨강도를평가하기위하여 Full scale의부재에대한휨실험을실시하였다. 특히리브의깊이와토핑콘크리트의유무에따른휨강도변화를관찰하고현행설계기준식의적합성을파악하였다. 또한 Layer 모델에의한비선형단면해석을실시하고그결과를실험결과와비교함으로써해석방법의적합성도평가하였다. 연구로부터얻은결론은다음과같다. 1) 휨실험을통하여나타난 TRS 부재의휨강도는토핑유무와상관없이, 전술한현행설계기준식으로적절하게예측될수있는것으로사료된다. 부재의깊이 240 mm와 320 mm 모두에대하여, 실험결과나타난균열모멘트와최대모멘트가기준식에의한계산결과를안전측으로상회하고있는것으로나타났다. 또한레티스바때문에시공중형성되는상부콘크리트턱을제거하지않더라도합성부재의휨강도는저하되지않는것으로확인되었으며이로부터, 돌출된레티스바때문에시공과정중에형성되는콘크리트턱을굳이제거할필요가없는것으로사료된다. 2) 전체적으로토핑이없는경우와있는경우에대하여 X-tract 프로그램을이용한비선형해석은초기거동을적절하게묘사할수있는것으로나타났다. 다만, 점도가낮은콘크리트의취성적인특성이적절하게반영되지않은것과더불어프리스트레스손실에의해서최대강도이후다소취성적인파괴형태를보이는특성이고려될필요가있는것으로 사료된다. 따라서 TRS의코아분석을통하여 TRS를이루고있는콘크리트의물리적특성을규명하고프리스트레스에의한내력손실을분석하여해석에반영해야한다고판단된다. 감사의글 이연구는삼성건설 ( 주 ) 의지원과, 2015년교육부와한국연구재단의지역혁신창의인력양성사업 (NRF-2015H1C1 A ) 의지원에의해수행됨. References 1. Korea Concrete Institute, Concrete Structure Design Code and Commentary, Kimoondang, 2012, pp Kim, I. G., Park, H. S., and Yu, S. Y., Flexural Behaviors of High Performance Hollow Core Slabs with Upper Strands, Journal of the Korea Concrete Institute, Vol.14, No.2, pp Im, J. H., Park, M. K., Lee, D. H., Seo, S. Y., and Kim, K. S., Evaluation of Horizontal Shear Strength of Prestressed Hollow-Core Slabs with Cast-in-Place Topping Concrete, Journal of the Korea Concrete Institute, Vol.26, No.6, 2014, pp Park, S. W., Seok, K. Y., Kim, G. C., and Knag, J. W., Flexural Capacity evaluation of One-way Hollow Half Slab and General Hollow Slab, Journal of Architectural Institute of Korea, Vol.30, No.11, 2014, pp Yoon, S. W., Seok, K. Y., Kim, G. C., and Knag, J. W., Shear Performance Analysis of One-way Hollow Slab According to Shear Reinforcement, Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, Vol.18, No.6, 2014, pp Han, S. W., Moon, K. H., Kang, D. H., Im, J. H., and Kim, Y. N., Evaluation of Shear Strength of Precast-prestressed Hollow Core Slabs Based on Experiments, Journal of the Korea Concrete Institute, Vol.26. No.5, 2014, pp Kim, G. C., Seok, K. Y., and Knag, J. W., Evaluation of Flexural Performance of One-Way Voided Slabs, Journal of Architectural Institute of Korea, Vol.29, No.8, 2013, pp Lee, S. S., Hong, S. Y., Park, K. S., and Bae, K. W., Evaluation of Shear Strength of Composite Hollow Core Slab with Concrete Topping, Journal of Architectural Institute of Korea, Vol.29, No.7, 2013, pp Lee, S. S., Hong, S. Y., Park, K. S., and Bae, K. W., An Evaluation on the Flexural Capacity of Void Slabs with Prestressed Half PC, Journal of Architectural Institute of Korea, Vol.28, No.2, 2012, pp Mones, R. M., and Brena, S. f., Hollow-Core Slabs with Cast-In-Place Concrete Toppings: A Study of Interfacial 10 한국콘크리트학회논문집제 28 권제 1 호 (2016)

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14.531~539(08-037).fm G Journal of the Korea Concrete Institute Vol. 20, No. 4, pp. 531~539, August, 2008 š x y w m š gj p { sƒ z 1) * 1) w w Evaluation of Flexural Strength for Normal and High Strength Concrete with Hooked