1. 서    론

삶의 질 향상으로 인해 환경에 대한 관심이 증대되면서 주거환경의 중요성 또한 높아지고 있으나 최근 소음으로 인한 이웃 간의 분쟁사례가 증가하고 있고 이는 단순한 갈등을 넘어 폭력, 방화 등 범죄적 행위로까지 이어지고 있다. 환경부 소속 기관인 중앙환경분쟁조정위원회에 따르면, 2000년까지 60건이었던 환경분쟁이 2015년엔 210건으로 3배 이상 증가했으며 환경분쟁의 피해원인 중 85 %는 소음 및 진동으로 인한 피해이다(NEDRC 2016).

2005년까지는 층간소음과 관련하여 별도의 소음기준이 존재하지 않았으나 2005년부터 국토교통부에서는 층간소음 방지대책으로 바닥두께를 제한함으로써 쾌적한 주거환경을 조성하고자 하였고, 2014년에는 주택건설시 바닥두께를 제한한 건설기준뿐만 아니라 생활기준을 포함한 정책을 제정하여 시행하고 있다(MLIT 2017).

건축물에 주로 사용되고 있는 철근콘크리트 구조는 상대적으로 저렴하고 구조적으로 우수하나 중량이 무거운 단점을 지니고 있다. 소음 규제 등으로 인한 슬래브 두께의 증가는 주변 부재의 크기 및 중량의 증대로 이어지고, 결국 건축물 전체 자중 및 소요 물량이 증가하게 되어 지진하중에도 취약성을 지니게 된다.

이러한 문제를 해결하기 위한 대안으로 중량을 저감시킬 수 있는 중공슬래브 시스템을 적용할 수 있다. 중공슬래브 시스템은 슬래브 단면에서 구조적으로 영향을 많이 받지 않는 복부 부근의 콘크리트를 경량의 중공재로 대체함으로써 중량은 감소시키고, 구조적으로는 동등한 수준의 성능을 지닌 경제적인 시스템으로 장스팬 구조가 가능해지며 지진하중으로 인한 피해도 감소시킬 수 있다.

중공슬래브 시스템의 경우 1950년대에 개발된 이후 국외에서는 많은 연구와 개발을 통해 시공법 및 경제성, 구조적 안전성 등에 대한 데이터를 축적해가고 있으나, 국내에서는 2000년대 초반부터 중공슬래브의 구조적인 특성에 관한 연구가 진행되기 시작하여 아직 실제 건축물에서의 적용 사례는 국외에 비해 활발하지 않은 실정이다(Kim 2011).

국외에서 개발 및 사용 중인 중공슬래브 시스템으로는 스위스의 H사에서 개발한 완전구형의 플라스틱 볼을 중공재로 삽입하는 Cobiax Technologies AG공법, 이탈리아의 D사에서 개발한 사다리꼴 및 직육면체 모양의 중공재를 사용하는 U-boot 시스템 등이 있으며(Han et el. 2011), 국내에서 개발된 중공슬래브 시스템으로는 K사의 VOIDDECK SLAB 시스템 (VDS : T형 DECK TYPE), H사의 HVS I(캡슐/와이어메쉬형), HVS II(땅콩/프레임형), HVS III(캡슐/모듈프레임형), HVS IV(캡슐/분리프레임형) 등이 있다.

사용되는 중공재의 형태나 배열 방법 등에 따라 종류가 다양함에도 불구하고 중공슬래브 시스템에 특성화되어 적용시키기 위한 설계 기준이 별도로 존재하지 않아 기존의 일반슬래브 기준식을 사용하고 있으며, 구조성능이나 소음 및 진동성능 등에 대해서도 연구에 의한 검증에 의존하고 있다. 또한 시공 시 작업자의 하중으로 인한 중공재 침하 및 타설 시 콘크리트의 부력으로 인한 중공재 부상 등으로 인해 중공재를 설계한 위치에 고정하기 어려운 단점을 지니고 있어 이를 위한 연구도 아직 진행 중에 있다.

이우석 등은 타원구를 사용한 중공슬래브의 휨 및 진동 실험을 진행함으로써 현행 설계기준을 사용하여 중공형 슬래브를 안전측으로 설계할 수 있다는 결과를 도출해 내었으며(Lee et al. 2009), 최현민 등은 공기향상을 위해 판형중공재를 제안하고 제안한 중공재의 부력을 방지하기 위해 중공재 고정장치를 개발하였으며, 실험을 통해 장치에 대한 성능을 검증하고 전단파괴에 대한 적절한 설계식을 도출해내고자 하였다(Choi et al.2015).

데크플레이트를 활용한 중공슬래브 공법에 관한 연구도 진행되었으며 해당 공법은 데크플레이트를 거푸집 대용으로 활용함으로써 공사비 절감 및 구조성능 향상 등이 가능하도록 하였다(Yoon 2014). 그러나 공동주택에서는 합판거푸집을 데크플레이트로 대체하기 난이하여 공동주택이 주거 형태의 많은 부분을 차지하는 국내의 경우 해당 공법을 적용하기에 용이하지 않다. 이에 데크플레이트의 문제점을 개선하고 거푸집을 분리 가능하도록 하여 시공성을 높인 레일형 중공슬래브 공법이 개발되었으며, 해당 공법은 중공재 고정구를 레일에 체결하여 중공재와 레일과 결합하고 레일의 구멍으로 거푸집에 고정함으로써 부력을 방지하였다(Yoon and Yoon 2013).

본 연구에서는 각형강관을 시공 시 콘크리트의 부력으로 인한 중공재의 부상을 방지하기 위한 대책으로 활용하고자 하였으며, 또한 앞서 서술된 레일의 생산성 확보 및 중공재 고정장치의 설치를 위해 적용되었다. 각형강관의 공장생산으로 인해 현장가공의 공정이 생략되고 중공재 고정장치의 설치가 용이할 것으로 보여지며, 활용된 각형강관이 중공슬래브의 구조성능에 영향을 미칠 것으로 예상되기 때문에 각형강관만을 적용한 중공슬래브의 실험을 통해 휨 내력에 대한 구조성능을 측정하고자 하였다.

2. 실험 계획

2.1 실험체 계획

휨 내력 검토를 위한 실험체는 중공재의 유무, 각형강관의 설치 방향 및 단속 여부를 주요 변수로 하여 Table 1과 같이 총 5개의 실험체를 제작하였으며, 실험체 명칭 또한 실험체의 두께 및 주요 변수에 따라 명명되었다.

Table 1 List of specimens

Name of specimens	Ratio of hollow (%)	Thick -ness (mm)	Direction of steel pipe	Continuity of steel pipe
B-S-280-R0	0	280	-	-
B-S-200-R0	0	200	-	-
B-V-280-R1	28.6	280	Longitudinal direction	Continuous arrangement
B-V-280-R2	28.6	280	Longitudinal direction	Segmented arrangement
B-V-280-R3	28.6	280	Perpendicular to the axial direction	Continuous arrangement

기준 실험체는 B-S-280-R0으로 중공재가 존재하지 않으며 폭 600 mm, 높이 280 mm, 길이 4,000 mm로 중공재가 존재하는 다른 실험체들의 크기와 동일하다. B-S-200-R0 실험체는 중공재가 존재하지 않는 실험체이나 두께가 다르며, 중공재가 존재하는 실험체의 콘크리트 체적과 동일한 체적을 지닌다. 재료의 양이 일정할 때 구조적 성능이 증가되는 효과를 보기위해 제작된 실험체로 동일체적 대비 실험체의 휨성능을 비교하고자 하였다. 중공재가 존재하는 실험체들은 각형강관의 설치 상태에 따른 휨성능의 차이를 보고자 하였으며, 제작된 실험체의 단면은 Fig. 1과 같다.

2.2 재료 실험

콘크리트의 설계기준압축강도(f_ck)는 30 MPa로 계획하였으며, 설계기준에 따라 Table 2와 같이 배합하고 보온양생하였다. KS F 2405에 따라(KSIC 2010) ∅100 mm × 200 mm의 공시체를 제작하여 콘크리트 압축강도 시험을 한 결과, 평균압축강도는 25.1 MPa이었다.

Table 2 Mixing design of concrete

W/C (%)	Unit weight (kg/m3)
	Water	Cement	Fine aggregate	Coarse aggregate	Admixture
43.11	169	392	825	952	3.528

상‧하부에 배근한 주근 및 배력근 모두 설계기준항복강도(f_y) 400 MPa인 SD400의 D10 철근을 사용하였으며, KS B 0802에 따라(KSIC 2003) 인장실험을 한 결과 철근의 평균 항복강도 및 인장강도는 Table 3과 같다.

Table 3 Properties of rebar

Rebar	Yield strength (MPa)	Tensile strength (MPa)
D10	491.30	574.29

실험체의 주요변수로 작용하는 중공재 및 각형강관은 Fig. 2와 같은 형상으로 중공재 가장자리의 오목한 부분에 각형강관을 배치하여 중공재의 부상을 방지하고, 고정장치의 설치를 가능하도록 하였다. 중공재는 발포폴리스틸렌 재질로 된 경량 성형재이며 변형된 박스형 중공재를 적용함으로써 현장에서 사용하기 용이하면서도 높은 중공률을 지닐 수 있도록 하였다. 총 체적에 대한 중공률은 28.6 %으로 중공재가 존재하는 모든 실험체의 중공률을 동일하다.

각형강관은 슬래브 제작 및 시공 시 중공재의 부상을 미연에 방지하도록 하였으며, 중공재 고정장치의 설치 및 중공재 연결철물의 생산성 확보를 위해 활용되었다. 사용된 강관은 설계기준항복강도(f_y) 245 MPa인 SPSR400으로 400 MPa이상의 인장강도 및 245 MPa 이상의 항복강도, 23 % 이상의 신장률을 지니며 크기는 변의 길이 40 mm × 20 mm, 두께 1.4 mm인 직사각관을 사용하였다. 각형강관이 실험체의 길이방향으로 배치된 실험체 중 강관이 단속되지 않은 경우에는 길이 3,000 mm로 2열 배치하였으며 단속되어 불연속적인 강관은 총 길이 2,920 mm로 2열 배치하였다. 또한 실험체의 길이방향에 대해 수직인 방향으로 배치한 경우에는 600 mm 길이의 강관을 총 10개 배치하였다.

2.3 가력 및 계측 계획

부력방지용 장치의 설치를 위한 각형강관을 활용한 중공슬래브의 휨 실험 수행을 위해 Fig. 3과 같이 실험체를 설치하고 2점 가력하였다. 실험체의 양단부에서 중앙부로 200 mm 위치한 곳에 반력힌지를 설치하였으며, 가력힌지는 상부 중앙에서 양단으로 200 mm에 위치한 곳에 설치하였다. 가력힌지의 상부에 가력프레임을 설치하고 최대 용량 500 kN인 스크류잭 하중시험기를 사용하여 가력하였으며, 3 mm/min의 속도로 변위 제어하였다.

변형률을 측정하기 위해 실험체 제작 단계에서 강관 및 하부철근 중앙부에 스트레인 게이지를 부착하였으며, 하중 증가에 따른 실험체의 처짐을 측정하기 위해 중앙부 하단에 선형 변형계(LVDT)를 설치하였다. 설치된 하중시험기, 스트레인 게이지, 선형 변위계로부터 계측되는 데이터는 데이터로거를 통해 받아들이고 컴퓨터를 이용하여 수집하였다.

2.4 휨 강도 산정식

중공재의 형상 및 배열 등에 따른 중공슬래브의 휨강도를 산정하는 설계기준식이 존재하지 않기 때문에, 본 연구에서는 국내 콘크리트 구조설계기준(MLTMA 2007)에서 규정하는 식 (1)과 기존의 중공슬래브의 휨성능 연구(Lee et al. 2009)에서 고정철물의 영향을 고려하여 제시된 식 (2)를 이용하여 휨강도를 산정하였다.

$M_n=A_S{f}_y\left(d-\frac{a}{2}\right)$  (1)

$M_n=A_s{f}_y\left(d-\frac{a}{2}\right)+\sum _{}{A}_{s,i\text{'}}{f}_{y,i\text{'}}\left(d_i\text{'}-\frac{a}{2}\right)$  (2)

여기서, M_n: 공칭휨강도(kN․mm) A_s: 인장철근의 단면적(mm²) f_y: 인장철근의 항복강도(MPa) d: 보의 유효깊이(mm) a: 등가응력분포의 깊이(mm) A_s,i': 고정철물의 단면적(mm²) f_y,i': 고정철물의 항복강도(MPa) d_i': 고정철물의 유효깊이(mm)

또한 식 (3)를 통해 예상최대하중을 산정하고, 실험으로 측정되는 휨 내력과 비교하고자 하였다.

$p_n=\frac{2M_n}{l_a}$  (3)

여기서, P_n : 최대예상하중(kN) l_a : 지점에서 가력점까지의 거리(mm)

3. 실험결과

3.1 균열 양상

휨 내력 평가를 위해 모든 실험체는 휨 파괴가 유도되도록 설계되었으며, 균열 양상은 Fig. 4와 같다. 전체적인 균열 양상은 슬래브 중앙부에서 수직인 방향으로 발생하는 일반적인 휨 균열이 발생하였다. 초기 균열은 하단부의 콘크리트에서 발생하여 상단부를 향해 수직인 방향으로 진전되어 갔으며, 하중이 증가함에 따라 실험체 중앙부에서 양단부로 균열이 확산됨을 확인할 수 있었다.

중공재가 존재하지 않는 B-S-280-R0와 B-S-200-R0 실험체의 경우 하단부 중앙에서 발생한 균열의 폭이 다른 균열에 비해 가장 크게 나타났으며, 각 균열들의 간격은 300~400 mm이다. 중공재 및 각형강관이 존재하는 실험체의 경우 슬래브 중앙부에 위치한 중공재의 가장자리 하단부에서 발생한 균열의 균열폭이 가장 크게 나타났으며, 이 균열은 중공재를 지나 실험체 상단에 위치하는 가력점을 향해 진전되었다.

실험체의 길이방향에 대해 직각방향으로 각형강관이 존재하는 B-V-280-R3 실험체의 경우, 최대하중 도달 이후 하중이 감소하던 중 급작스러운 파괴가 발생하였다. 실험체 하부에 배근된 철근이 최대균열이 발생한 지점 부근에서 파단되면서 실험체의 파괴가 발생한 것으로 보아 배근된 철근이 더 이상 가해지는 외력을 견디지 못하고 파단되면서 급작스럽게 파괴가 발생한 것으로 판단된다. 그러나 항복강도점에서 최대강도점까지 변위가 증가되는 비율에 비해 하중의 증가율이 현저히 낮게 나타났으며 실험체가 파괴되기 전까지는 연성거동을 한 것으로 보여진다.

이에 각형강관이 실험체의 길이방향으로 배치되지 않은 경우에는 슬래브의 휨 내력 증진 및 균열 제어 등에 강관은 영향을 미치치 않는 것으로 사료되며, 휨 내력 증대 효과를 위해 각형강관의 배치 방향 또한 고려해야 할 사항으로 보여진다.

3.2 휨 내력 비교

실험을 통해 측정된 하중-변위 곡선은 Fig. 5와 같으며, 모든 실험체들은 항복하중에 도달한 이후 실험 종료 직전까지 연성거동을 하는 것을 확인할 수 있다.

기준실험체인 B-S-280-R0의 초기균열은 부재의 중앙부 하단의 변위가 0.75 mm일 때 발생하였으며, 그 때 측정된 하중은 17.775 kN이다. 이는 다른 실험체들과 비교하여 가장 큰 값이며 해당 실험체의 최대내력은 26.115 kN이다. 동일체적실험체인 B-S-200-R0의 최대내력은 17.485 kN으로 실험체들 중 가장 작은 내력을 지니고 있으며 이 때 측정된 변위는 112.91 mm이다. 가장 큰 내력을 지니는 실험체는 B-V-280-R1으로 실험체가 견딜 수 있는 최대하중은 44.045 kN이고, 그 때의 변위는 18.065 mm이다.

실험체들의 초기균열점 및 항복하중점, 최대하중점에서의 하중 및 변위값에 대한 실험결과를 Table 4에 나타내었다. 실험으로 측정된 하중-변위 곡선에서 뚜렷한 항복점을 확인하기 어려우므로 최대하중의 75 %에 해당하는 하중값을 원점으로부터 연결한 직선과 최대하중의 기울기선을 연결하여 만나는 점에서의 변위를 항복변위로 하고 그 때의 내력을 항복하중으로 정의하는 Park Method를 통해 항복하중점을 나타내었다(Chung et al. 2014).

Table 4 Test result and strength ratio with standard specimen and identical volume specimen

Name of specimens	Initial crack point		Yield point		Ultimate point		Yield strength ratio		Ultimate strength ratio
	Load (kN)	Deflection (mm)	Load (kN)	Deflection (mm)	Load (kN)	Deflection (mm)	Ratio ①	Ratio ②	Ratio ①	Ratio ②
B-S-280-R0	17.775	0.750	19.145	3.420	26.115	69.795	1.00	1.38	1.00	1.49
B-S-200-R0	8.350	1.285	13.851	21.517	17.485	112.91	0.72	1.00	0.67	1.00
B-V-280-R1	11.015	0.785	38.133	11.557	44.045	18.065	1.99	2.75	1.69	2.52
B-V-280-R2	12.295	1.00	25.279	8.053	30.040	40.055	1.32	1.83	1.15	1.72
B-V-280-R3	5.60	0.290	19.125	18.883	24.280	100.65	1.00	1.38	0.93	1.39
Ratio ① : strength ratio with standard specimen Ratio ② : strength ratio with identical volume specimen

강관이 실험체의 길이방향으로 존재하는 B-V-280-R1, B-V-280-R2 실험체의 초기균열 발생 시 하중은 각각 11.015 kN, 12.295 kN으로 기준실험체에 비해 다소 작으나 이들 실험체가 지니는 최대내력은 훨씬 더 큰 값을 지님을 확인할 수 있었다. 각 실험체들의 최내내력은 기준실험체 대비 68.66 %, 15.02 % 증가하였으며, 각형강관의 유무는 슬래브의 휨 내력 증진에 영향을 미치는 것으로 사료된다. 또한 B-V-280-R2의 최대내력이 B-V-280-R1과 비교하여 작게 나타난 것으로 보아 강관이 불연속적으로 존재하는 경우 단속된 부분에서 제 역할을 하지 못해 연속적으로 배치된 부재에 비해 휨성능을 기대하기 어려운 것으로 보여진다.

기준실험체 및 동일체적실험체 대비 항복하중과 최대하중의 비 또한 Table 4에 나타내었다. 각형강관이 부재의 길이방향으로 존재하는 실험체 중 강관이 불연속적으로 존재하는 B-V-280-R2의 항복하중은 25.279 kN이고 이는 부재의 길이방향으로 각형강관이 존재하지 않는 실험체의 항복하중인 19.125 kN보다 크며, 각 실험체의 최대하중은 30.040 kN, 24.280 kN이다. B-V-280-R2에 배치된 각형강관의 길이가 B-V-280-R3과 비교하여 다소 짧음에도 불구하고 더 큰 최대내력을 지니고 있음을 확인할 수 있었으며, 항복하중 및 최대내력이 모두 더 크게 나타난 것으로 보아 각형강관이 부재의 길이방향에 대해 수직인 방향으로 배치하는 경우에 비해 강관이 단속되어 불연속적으로 배치되더라도 부재의 길이방향으로 배치하는 경우 휨내력 증진에 더 유리한 것으로 판단된다.

각형강관이 실험체의 길이방향에 대해 수직인 방향으로 존재하는 실험체인 B-V-280-R3의 기준실험체 대비 최대 내력은 0.93으로 기준실험체에 비해 다소 작은 내력을 지니고 있으며, B-V-280-R1 및 B-V-280-R2 실험체와 다르게 해당 실험체의 경우 각형강관으로 인해 유발되는 휨 내력 증대 효과는 나타나지 않은 것으로 보여진다. 이에 강관이 실험체의 길이방향으로 존재하지 않는 경우 중공재와 동일하게 각형강관이 구조적 성능을 발현하기 어려운 것으로 보여지며, 각형강관의 설치 방향이 휨성능 증가 여부에 영향을 미치는 것으로 판단된다.

B-S-200-R0과 B-V-280-R3의 최대내력 차이를 비교하기 위해 기준실험체를 기준으로 비교해보고자 하였으며, B-S-200-R0의 압축연단에서 인장철근 중심까지의 거리는 165 mm로 다른 실험체들과 비교하여 적은 값을 지니고 있다. 동일체적실험체 대비 기준실험체의 최대내력 비 및 모멘트 팔길이비는 모두 1.49로 휨 강도가 모멘트 팔길이에 비례함을 보여주는 이론식과 동일하게 실험으로 측정되는 최대 하중 또한 모멘트 팔길이에 비례함을 확인할 수 있었다.

B-S-280-R0과 B-V-280-R3 실험체의 최대내력비를 통해 B-V-200-R3의 최대내력을 예측하고, 앞선 방식과 동일하게 산정된 최대내력비 및 모멘트 팔길이비는 각각 1.50과 1.49이다. 두 실험체 또한 최대하중이 모멘트 팔길이에 비례함을 확인할 수 있었으며, B-V-280-R3의 최대 내력이 B-S-200-R0의 최대 내력보다 더 큰 값을 지니는는 것은 B-V-280-R3의 유효깊이에 비해 B-S-200-R0의 유효깊이가 작기 때문인 것으로 보여진다. 이에 동일한 체적을 지님에도 불구하고, B-S-200-R0과 각형강관이 부재의 길이방향으로 존재하지 않는 실험체인 B-V-280-R3의 사이에서 발생하는 최대내력 차이는 이들의 모멘트 팔길이에 의한 것으로 사료된다.

실험체의 총중량 대비 최대내력의 비를 통해 중공슬래브의 구조적 경제성을 보고자 Table 5와 같이 비교하였다. 중공재가 존재하지 않는 B-S-280-R0 실험체의 중량에 대한 내력비를 기준으로 실험체들을 비교한 결과 각형강관 및 중공재가 존재하는 실험체의 중량이 더 낮아졌음에도 불구하고 최대 내력이 더 크게 나타난 것을 확인할 수 있었다. 또한 B-V-280-R3은 기준실험체보다 다소 낮은 최대내력을 지니는 것으로 측정되었으나, 중량 대비 내력으로 비교한 값을 통해 일반슬래브보다는 구조적으로 경제적인 부재로 보여진다.

Table 5 Comparison of load and weight

Name of specimens	Load (kN)	Weight (ton)	Load /Weight	Ratio with B-S-280-R0
B-S-280-R0	26.115	1.613	16.19	-
B-S-200-R0	17.485	1.152	15.18	0.94
B-V-280-R1	44.045	1.157	38.07	2.35
B-V-280-R2	30.040	1.157	25.97	1.60
B-V-280-R3	24.280	1.157	20.98	1.30

3.3 휨 강도 산정식 비교

실험을 통해 측정된 휨 내력과의 비교를 위해 콘크리트 구조설계기준에서 규정하는 식 (1)과 기존의 연구에서 제시된 식 (2)에 의해 예상내력을 산정하였으며, 실험 및 산정식으로 얻어진 최대내력은 Fig. 6과 같다. 제시된 식 (1)은 중공재 및 각형강관의 영향을 고려하지 않은 휨 강도 산정식으로, 중공재가 존재하지 않는 일반슬래브와 중공슬래브의 휨 강도가 동일하게 예측된다.

설계기준식으로 예측하였을 경우 실험체들의 예상 최대하중 대비 실험 최대하중은 1.40~2.54로 다소 넓은 범위를 지니고 있으며, 각형강관이 실험체의 길이방향으로 존재하는 실험체의 실험 최대하중은 현저히 크게 나타나 과소평가되어 예측되었음을 확인할 수 있었다. 이는 강관이 해당 부재의 휨내력을 증진시키는 것이므로 각형강관의 영향을 고려한 예상 휨강도를 재산정하기 위해 강관이 인장측 철근과 구조적으로 동일하게 거동한다고 보는 식 (2)을 이용하였다. 각형강관이 실험체 길이방향의 수직으로 배치된 B-V-280-R3 실험체의 경우는 강관의 영향을 고려하지 않았다.

식 (2)로 산정된 휨내력과의 비교를 통해 B-V-280-R2는 실험으로 측정되는 휨내력보다 크게 예측되는 것을 확인할 수 있었으며 이에 각형강관이 단속되어 존재하는 경우 강관의 전체 길이에 비해 휨내력이 온전히 발현되지 않고 불연속적인 부분에서 강관이 제 역할을 하지 못하는 것으로 보여진다. 또한 식 (2)에서 등가응력분포 깊이는 철근 인장응력의 합력만을 고려한 길이이므로, 각형강관과 철근으로 인한 인장응력의 합력을 모두 고려한 깊이로 재산정하여 적용해야 된다고 판단된다. 이에 각형강관의 단속여부와 철근과 각형강관의 영향을 함께 고려하여 재산정한 휨 강도식은 식 (4)와 같다. 등가응력분포 깊이는 철근과 중공재 고정용 강관으로 인한 인장응력을 모두 고려하여 $0.85f_{ck}ab=A_s{f}_y+A_{s,i\text{'}}{f}_{s,i\text{'}}$와 같이 재산정하였고, 유효깊이는 두 철물의 인장응력의 합력이 작용하는 길이를 적용하기 위해 $\left(A_s{f}_y\right)d_s+\left(A_{s,i\text{'}}{f}_{y,i\text{'}}\right)d_{i\text{'}}=\left(A_s{f}_y+A_{s,i\text{'}}{f}_{y,i\text{'}}\right)d$와 같이 Varignon 정리를 이용하였다. 이때 d_s및 d_s'은 압축연단에서 인장철근 및 각형강관의 중심까지의 거리이다.

$M_n=\left(A_s{f}_y+A_{s,i\text{'}}{f}_{y,i\text{'}}\frac{lm}{l}\right)\left(d-\frac{a}{2}\right)$  (4)

여기서, l_m: 보의 중앙부에 위치한 강관의 길이(mm) l: 보의 전체 길이(mm) d: 인장철근과 강관의 유효깊이(mm) a: 등가응력분포 깊이(mm)

식 (4)를 통해 재산정한 예상 최대하중과 실제 측정된 실험 최대하중과의 비교를 위해 Fig. 7과 같이 나타내었으며, 기존의 획일화된 산정식에 비해 최대하중의 경향을 예측하기에 합리적인 것으로 확인되었다. B-V-280-R2의 예상 최대하중은 단속되어 영향을 미치지 않는 양쪽 강관을 고려하여 감소율의 25 %를 단순 반영하였으나, 이에 대한 추가적인 연구가 필요하다.

실험 최대하중과 기존의 휨강도산정식으로 예측된 예상 최대하중 및 재산정된 예상 최대하중의 내력비(실험최대하중/예상최대하중)는 Table 6과 같다. 각형강관이 길이방향으로 존재하는 실험체의 경우 식 (2)을 통해 산정된 내력비는 1.20 및 0.82로 다른 실험체들에 비해 현저히 낮게 나타났으며, B-V-280-R2은 내력비가 1미만으로 실험 최대하중보다 예상 최대하중이 더 높게 나타났다.

Table 6 Strength comparison of test and calculation

Name of specimens	Pu,test (kN)	Pu,cal1 (kN)	Pu,test /Pu,cal1	Pu,cal2 (kN)	Pu,test /Pu,cal2
B-S-280-R0	26.115	17.34	1.51	17.34	1.51
B-S-200-R0	17.485	11.63	1.50	11.63	1.50
B-V-280-R1	44.045	36.60	1.20	31.03	1.42
B-V-280-R2	30.040	36.60	0.82	21.52	1.40
B-V-280-R3	24.280	17.34	1.40	17.34	1.40
Pu,test : Experimental flexural strength Pu,cal1 : Calculated flexural strength using equation (2)　 Pu,cal2 : Calculated flexural strength using equation (4)

식 (4)를 통해 재산정된 B-V-280-R1과 B-V-280-R2의 예상 최대하중 대비 실험 최대하중은 1.42 및 1.40으로 다른 실험체들과 비교하여 유사하게 나타났다. 강관의 유무만을 고려하여 예측하였을 경우 실험체들의 내력비는 0.82~1.51로 다소 넓은 범위를 지니고 있었으나, 각형강관의 길이 및 철근과의 영향을 함께 고려한 경우 1.40~1.51로 비슷한 범위 내에서 예측되는 것으로 보아 각형강관의 유무 및 길이, 단속 여부 등이 중공슬래브의 휨 강도 산정식에 포함되어야 할 것으로 사료된다.

4. 결    론

본 연구는 중공슬래브의 부력방지 대책으로 각형강관을 활용하고자 하였으며 슬래브 제작 및 시공 시 중공재의 부상이 각형강관으로 미연에 방지되었으나, 이는 구조성능에 영향을 미칠 것으로 예상되어 각형강관의 유무 및 단속여부, 설치 방향 등을 주요 변수로 하여 실험을 수행하였다. 이에 대한 결론은 다음과 같다.

1) 기준 실험체 대비 중공재 및 각형강관이 존재하는 실험체인 B-V-280-R1과 B-V-280-R2의 최대내력비는 2.52 및 1.72로 현저히 높은 최대내력을 지니는 것으로 보아 각형강관의 유무는 휨 성능에 영향을 미치는 것으로 판단되며, 두 실험체의 내력차이를 통해 강관의 단속 여부에 의해서 휨성능이 변화됨을 확인할 수 있다.

2) B-V-280-R2는 B-V-280-R3의 항복하중 및 최대내력과 비교하여 더 높게 나타남을 확인할 수 있었으며, 동일체적실험체에 비해 B-V-280-R3의 최대내력은 현저히 높으나 기준실험체에 비해서는 다소 낮게 나타난 것으로 보아 각형강관이 실험체의 길이방향으로 배치되지 않은 경우 휨 내력에 영향을 미치지 않으며, 길이방향의 경우는 단속된 경우라 하더라도 그 배치에 따라 휨강성에 긍정적인 영향으로 작용하는 것을 알 수 있다.

3) 일반슬래브에 비해 각형강관의 영향을 받는 중공슬래브의 경우 현행기준으로 예측되는 휨 강도는 실험으로 측정되는 휨 강도에 비해 과소평가되는 것으로 나타났다. 이에 각형강관의 단속여부 및 길이를 고려하여 재산정한 식 (4)를 통해 일반슬래브와 유사한 비율로 예측할 수 있었으며, 이와 같이 각형강관의 영향을 고려한 휨 강도 산정식이 필요한 것으로 판단된다.