1. 서    론

최근 건설시장이 초고층화, 대형화됨에 따라 공기가 짧고 시공성이 뛰어난 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, 이하 PC)의 적용사례가 증가하고 있다. 그중에서도 중공슬래브(hollow core slab, 이하 HCS)는 자중저감에 효과적이고 시공이 단순하여 광범위하게 사용되고 있다. 하지만 국내에서 생산되는 대부분의 HCS는 콘크리트를 압출성형방식으로 제작하기 때문에 생산특성상 전단보강근의 배근이 어렵다. 따라서 주차장, 창고, 공장 등과 같이 높은 하중이 발생하는 건물에서는 기존 HCS만으로는 소요하중을 충분히 만족시킬 수 없는 실정이다. 또한 Yoon et al.¹⁾은 HCS의 전단보강근의 보강 유무를 변수로한 전단실험을 통해 실험체의 파괴 양상 및 전단강도를 비교한 결과, 전단보강을 하지 않은 HCS는 매우 취성적인 파괴 양상이 나타났으며, 초기균열은 하부 철근보다 전단 보강근의 영향을 더 많이 받기 때문에 HCS의 사용성 및 연성거동을 위해서 전단보강이 필요하다고 제기하였다. 이와 같이 전단보강근은 HCS와 같은 속빈 프리스트레스트 콘크리트(prestressed concrete, 이하 PSC)의 강도적 측면은 물론 안전성과 사용성에 영향을 주기 때문에 전단보강근의 배근이 용이한 프리스트레스 중공 슬래브의 개발이 필요하다. 이에 따라 자중저감에 효과적이면서 높은 내력을 발휘하도록 설계된 트리플 리브 슬래브(triple ribs slab, 이하 TRS)가 개발되었다.²⁾

TRS는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 3개의 웨브와 하부 플랜지로 구성된 바닥부재로서 웨브와 웨브 사이에 스티로폼(styrofoam)을 채워 현장 타설시 중공부를 형성하는 하프PC형 중공 슬래브이다. TRS 부재는 단면에서 구조적 기능이 거의 없는 중립축 부근의 콘크리트를 생략하여 자중을 저감 시키면서도 슬래브의 두께는 크게 하여 연직하중에 저항할 뿐만 아니라 콘크리트 재료물량을 감소시킬 수 있다. 또한 보와 하부 플랜지에 프리스트레스(prestress)를 도입함으로써 기존의 철근콘크리트(reinforced concrete, 이하 RC) 슬래브에 비해 향상된 휨 강도 및 강성을 확보할 수 있도록 구조적으로 최적화된 PC슬래브이다. 특히, TRS는 연속형 전단보강근인 래티스바가 배근되며 거푸집 없이 연속성형이 가능한 slipformer system을 도입하여 생산성과 구조성능을 확보하였다. 래티스바(lattice bar)는 TRS의 전단성능에 기여할 뿐만 아니라 공장에서 생산된 PC부재와 현장에서 타설되는 토핑콘크리트(cast-in-place conctete, 이하 CIP)를 연결하는 역할을 수행함으로써 두 부재간의 합성성능에 기여한다.

TRS의 전단설계는 시공단계를 고려하여 CIP 콘크리트를 타설하지 않은 미합성 상태의 TRS가 시공하중에 저항하도록 설계해야하고 합성상태에서는 전체 설계하중에 저항하도록 설계해야한다. 또한, TRS는 프리스트레스에 의한 콘크리트의 전단응력을 설계에 반영해야하며, 콘크리트구조기준 2012(KCI 2012)³⁾에서는 프리스트레스를 받는 부재의 전단강도를 산정할 수 있도록 설계식을 제시하고 있다. 하지만 TRS는 여타 PC부재와 달리 비대한 중공부를 갖는 속빈 부재이며 합성 상태와 미합성 상태일 때, 각각의 거동특성에 대한 연구가 전무하다.

이에 따라 본 연구에서는 TRS의 전단실험을 실시하여 전단거동특성을 규명하고 콘크리트 구조기준에 대하여 전단강도를 평가하고 적정 설계법을 제시하고자 한다.

2. 기존 연구 분석

TRS의 실험 및 설계식 검토를 위하여 HCS, PC-CIP 합성부재, PSC 및 래티스바에 관한 기존연구를 분석하였다.

PC-CIP 합성보의 수직 전단강도에 대한 연구로서 Suh et al.⁴⁾은 콘크리트의 면적비, 긴장재의 긴장력, 전단경간비 및 전단철근비를 변수로 하여 실험을 수행하고 현행 KCI 기준식에 따라서 합성보의 수직 전단강도를 평가하였다. 그 결과, PSC단면이 정밀식(식 (4))에 대하여 비안전측으로 설계되며, 그 이유가 합성보에서는 하부 긴장력이 CIP에 사용된 저강도 콘크리트의 사인장균열과 계면의 수평균열을 억제하지 못하기 때문이라고 제기하였다.

Lee et al.⁵⁾은 CIP가 타설된 합성 HCS의 복부-전단강도 실험과 ACI 318-08, Eurocode 2 등 해외 기준을 통한 설계식 검토를 수행하였다. 그 결과, 합성 HCS의 복부-전단강도는 프리스트레스가 도입된 부재에 대한 설계 기준을 따라 안전측으로 평가할 수 있지만, 정확한 강도예측을 위해서는 유효프리스트레스에 의한 압축응력에 대해 합리적인 평가가 있어야 한다고 제기하였다.

래티스바를 이용한 전단보강에 관한 연구로서 Ahn et al.⁶⁾은 래티스바로 전단보강된 무량판-기둥 접합부 실험을 통해 래티스바의 전단강도 기여분을 경사균열과 만나는 래티스바의 단면적과 수직성분의 곱으로 산정하였으며, 실험결과와 유사하게 나타났다. 이 설계식은 콘크리트 구조기준의 1개의 굽힘철근으로 구성된 전단보강근의 설계식(KCI 2012 7.4.4.(5))과 동일하다.

3. 전단강도 설계 기준

PSC 및 합성부재를 포함한 콘크리트 휨 부재의 전단강도에 대한 현행 구조기준³⁾은 다음과 같다.

식 (1)은 공칭 수직 전단강도를 나타낸다.

 (1)

여기서, 는 콘크리트에 의한 전단강도, 는 전단보강근에 의한 전단강도이다. 콘크리트에 의한 전단강도는 식 (2)-(4)로 산정할 수 있다.

식 (2)는 전단력과 휨모멘트만을 받는 철근 콘크리트 부재의 콘크리트에 의한 전단강도를 정의한다.

 (2)

여기서, 는 콘크리트의 설계 기준 압축강도, 는 복부의 폭, 는 인장 철근의 중심에서 압축 콘크리트 연단까지의 거리를 의미한다.

식 (3)은 PSC부재의 콘크리트에 의한 전단강도를 산정하는 일반식으로서 휨 철근 인장강도의 40% 이상의 유효프리스트레스 힘이 작용하는 부재에 한하여 적용할 수 있다.

 (3)

이때, 및 을 만족시켜야 한다. 여기서 는 단면에 작용하는 계수 전단력, 는 계수 휨모멘트, 는 긴장재 도심에서 압축 콘크리트 연단 까지의 거리와 중 큰 값을 의미한다.

식 (4)는 PSC부재에서 콘크리트에 의한 수직 전단강도의 정밀식으로서 휨-전단균열에 의한 전단강도(, 식 (5))와 복부-전단균열에 의한 전단강도(, 식 (7))중 작은 값으로 정의한다.

 (4)

휨-전단균열에 의한 전단강도()는 식 (5)로 정의한다.

 (5)

 (6)

이때, 를 만족시켜야 한다. 휨-전단균열에 의한 전단강도()는 휨균열을 휨-전단균열로 변화시키는 전단력(), 고정하중에 의한 전단력() 및 휨균열을 유발하는 전단력()의 합으로 정의한다. 균열 모멘트()는 휨균열 발생 응력()과 유효프리스트레스 힘에 의해 인장단면에서 작용하는 콘크리트의 압축응력()의 합에 고정하중에 의한 응력()를 제거한 값으로 정의한다. 여기서, 와 는 작용하중에 의한 계수전단력과 최대 계수휨모멘트이고 와 는 외부 작용력에 저항하는 해당 단면의 성질을 의미한다.

복부-전단균열에 의한 전단강도()는 식 (7)로 정의한다.

 (7)

위 식은 단면의 중심축에서 대략 의 주인장응력에 도달하면서 복부-전단균열이 발생한다는 가정에 바탕을 둔 것이다. 여기서, 는 유효프리스트레스 힘에 의해 단면중식에서 발생하는 콘크리트의 압축응력이고 는 유효프리스트레스 힘의 수직성분을 의미한다.

전단보강근에 의한 전단강()는 래티스바의 특성에 따라서 전단보강근이 1개의 굽힘철근으로 구성될 경우의 식 (8)로 정의한다.

 (8)

이때, 를 만족시켜야 하며, 는 래티스바의 전체 단면적, 는 래티스바의 항복강도, 는 부재축과 래티스바의 사이각을 의미한다.

4. 실험체 계획 및 방법

4.1 실험체 계획

TRS의 전단 성능 평가를 위하여 CIP의 유무, 래티스바의 유무, 래티스바의 종류 및 전단 경간비를 실험변수로 설정하였다(Table 1). 실험체의 단면 및 배근상태를 Fig. 2에 표시하였다. 모든 실험체의 PC unit, 복부폭 및 길이는 각각 240mm, 1200mm 및 4000mm이며 하부에 와이어매쉬(wire mesh, D5-300×150)가 배근되어 있고 상, 하부에 각각 9.5mm 강연선 3개, 12.7mm 강연선 10개가 배근되어 있다. CIP가 타설된 합성 TRS 실험체는 110mm의 CIP를 타설하였으며, 시공단계에서 CIP가 타설되기 전의 미합성 TRS의 시공하중에 대한 성능을 검토하기 위하여 CIP가 타설되지 않은 미합성 TRS 실험체를 추가로 제작하였다. 래티스바의 종류에 따른 변수로는 철근을 100mm 간격마다 부재축과 80º각도로 굽힌 대각래티스바(diagonal lattice bar)와 90º각도로 굽힌 직각래티스바(right angle lattice bar)이다. 대각래티스바는 원형철근(type 1)과 이형철근(type 2), 직각래티스바는 이형철근으로서 직경 12mm, 간격은 100mm로 제작하였다. 경간비에 따른 순수한 프리스트레스에 의한 콘크리트의 전단강도를 분석하기 위하여 래티스바와 토핑콘크리트가 없는 무보강 TRS 실험체를 추가로 제작하였다.

4.2 재료 강도

실험체의 콘크리트 배합비는 Table 2와 같다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403에 근거하여 100mm×200mm로 제작하였고 KS F 2405에 따라 압축 강도 실험을 하였다. 공시체의 시험강도는 설계강도 40MPa의 경우 51~64MPa, 설계강도 24MPa의 경우 33~36MPa를 나타내었다. 강연선은 1860MPa 급 9.5mm 강연선과 12.7mm 강연선을 사용하였고 KS D 7002에 따라 인장실험을 수행한 결과, 9.5mm 강연선은 1969MPa, 12.7mm 강연선은 1928MPa의 인장강도를 나타내었다. 래티스바는 KS D 3552를 근거로 인장시험을 수행 하였으며 대각래티스바의 경우 592~666Mpa, 직각래티스바의 경우 481~484MPa의 항복강도를 나타내었다.

4.3 실험 방법

실험체의 길이는 4,000mm이며 Fig. 3과 같이 1000kN 엑츄에이터(actuator)를 사용하여 비대칭 1점 가력으로 정하중 실험을 하였으며 반력점에 롤러철물을 사용하였다. 또한 실험체 가력지점의 불규칙한 표면에 의해서 불균등하게 하중이 가력되는 현상을 방지하기 위하여 실험체 표면에 석고를 바르고 힌지를 올려 고른 표면을 만들었으며, 미합성 TRS 실험체의 경우 Fig. 4와 같이 3개의 리브에 균등하게 힘이 전달될 수 있도록 3개의 힌지받침판 위에 봉강을 올리고 다시 이 봉강위에 2개의 힌지 받침판을 올린 뒤 가력하였다.

실험동안 부재의 변형특성을 파악하기 위하여 가력점 하부에 3개의 변위계를 설치하여 처짐을 측정하였다. 또한 래티스바의 전단기여도를 측정하기 위하여 래티스바와 예상 전단균열이 만나는 지점에 변형도게이지를 부착하였다.

PSC부재는 단부에 프리스트레싱이 감소되는 전달길이 구간이 존재하며 전달길이 내에서는 프리스트레싱에의한 콘크리트의 압축응력이 감소하기 때문에 콘크리트에 의한 전단강도가 현저히 떨어지게 된다. 본 실험에서는 이러한 전달길이의 영향을 무시하고 프리스트레싱응력이 100%발휘되는 구간의 전단강도를 측정하기 위해 위험단면이 전달길이 외에서 발생하도록 셋팅하였다. 전달길이는 KCI2012 7.3.2.(4)에 따라서 강연선지름의 50배인 635mm로 가정하였다.

5. 실험 결과

5.1 미합성 및 무보강 실험체

Fig. 5는 CIP가 없는 미합성 실험체(N-D1-3.0)와 CIP와 래티스바가 없는 무보강 실험체(U-3.0, U-2.0)의 실험결과 하중-변위 관계를 나타낸 그래프이다. Fig. 6에는 각 실험체의 최종 파괴 시 균열 상황을 나타내었다.

U-3.0실험체는 CIP와 래티스바가 없고 경간비가 3.0인 실험체이며 N-D1-3.0 실험체는 CIP가 없고 대각래티스바를 배근한 경간비 3.0실험체이다. U-3.0, N-D1-3.0 실험체 모두 초기균열이 발생할 때 까지 선형적인 하중-변위관계를 보이다가 균열이 발생한 이후에 비선형 거동이 나타났으며 각각 최대내력 274.1kN, 273.2kN에 도달하였다. 최대내력 이후에는 U-30실험체가 조금 더 취성적인 하중감소를 나타내었으나 전체적으로 래티스바의 유무에 따른 영향은 거의 없는 것으로 보여진다. 이는 토핑콘크리트가 미타설된 경우, 기본적인 거동이 휨지배형태가 되고 또한 래티스바의 상부가 고정되지 않음에 따라 전단에 대한 기여도가 거의 없어지기 때문으로 사료된다.

CIP와 래티스바가 없고 경간비가 2.0인 U-2.0 실험체는 초기균열 발생 전까지 선형적인 하중-변위 관계를 나타내다가 초기균열 발생 이후에 비선형 거동이 나타났으며 전단균열이 추가적으로 발생함에 따라 하중이 감소-증가를 반복하다가 최대내력인 443.7kN에 도달하였다. 최대내력 이후에는 전단균열 폭이 증가하면서 하중이 감소하였으며 20mm변위에서 압축 콘크리트가 압괴되면서 취성적으로 파괴되었다.

5.2 합성 실험체

Fig. 7은 CIP를 타설한 합성 실험체의 실험결과 하중-변위 관계를 나타낸 그래프이다. 전단경간비가 2.0인 경우, 이형철근을 직각래티스바로 배근하였을 때 가장 높은 내력을 보였으며, 이형철근을 대각래티스바로 배근하였을 때 가장 낮은 내력을 보였다. 반면에 전단경간비가 3.0인 경우에는 원형철근을 대각 래티스바로 배근한 경우가 가장 낮은 강도를 보였으며, 이형철근을 사용한 경우에는 대각 래티스바와 직각 래티스바로 배근한 두 경우가 거의 유사한 거동을 보이는 것으로 나타났다.

Fig. 8에는 각 실험체의 최종 파괴 시 균열 상황을 나타낸다. 실험결과 대체로 경간비가 감소할수록 전단강도가 높게 나타나고 취성적으로 파괴되었다. 모든 실험은 최대강도이후 최대강도의 80%로 하중이 감소할 때까지 가력 하였는데, 경간비 2.0 실험체 중에서는 직각래티스바를 사용한 R2-2.0 실험체가 44mm로 가장 높게 나타났고 경간비 3.0 실험체에서는 직각래티스바와 대각래티스바를 사용한 두 경우가 거의 유사하게 나타났다.

래티스바의 기여도는 래티스바에 부착한 게이지의 변형도 분포를 관찰함으로써 가능하다. Fig. 9는 D2-2.0 실험체의 래티스바 변형도 분포를 나타낸 것으로서, 전단균열과 휨균열이 발생한 시점에도 변형도 값의 변화는 크지 않으나, 최대내력부근에서 균열을 가로지르는 래티스바의 변형도가 급격히 증가함을 알 수 있다. 즉 래티스바의 기여도는 균열을 가로지르는 래티스바의 개수와 밀접하게 관련되어 있다. Fig. 8의 균열도에서 알 수 있는 바와 같이, 합성실험체의 경우 대부분의 실험체에 발생한 전단균열은 래티스바를 가로지르는 것으로 나타났다. 일부 부착한 변형도 게이지 위치와 균열발생위치에서 차이가 남에 따라, 변형도 값에서는 다소 차이가 있지만, 전체적으로는 래티스바가 충분히 변형하는 것으로 나타났다.

5.3 설계기준식과의 비교

실험체별 수직 전단강도를 식 (1)~(8)에 따라서 산정하였다. 먼저 콘크리트에 의한 전단강도 설계 시에는 유효프리스트레스에 의해 전체 단면에 작용하는 압축응력에 대해 합리적인 평가가 있어야 한다. 하지만 PSC합성단면은 프리스트레스가 작용하는 고강도 PC단면과 현장에서 타설되는 저강도 CIP단면으로 구성되어 있다. 즉 프리스트레스는 PC단면에만 적용되고 작용하중에 대해서는 전체단면이 저항하기 때문에 유효프리스트레스에 의해 단면에 작용하는 압축응력을 평가하기 어렵고 국내 콘크리트 구조설계기준(KCI 2012)에서도 이러한 PSC합성단면에 대한 명확한 설계기준이 제시되어 있지 않다. 이러한 PSC합성에 대한 단면 및 콘크리트 압축강도의 설계방법은 여러 연구^1,3-6)에 서 제시하고 있다. 그중 가장 많이 사용되는 설계 방법은 PC단면과 CIP단면에 대하여 각각의 강도를 산정하여 합산하는 단순누가방식이다. 하지만 앞서 언급한 것과 같이 프리스트레스 압축응력을 받는 단면과 전체 하중에 저항하는 단면이 상이하기 때문에 각각의 단면에 대하여 강도를 산정하는 단순누가방식은 부적합하다고 판단하였다. 따라서 본 연구에서는 단면은 전체단면으로 설정하고 면적비에 따른 유효콘크리트 강도()를 사용하여 설계하는 유효강도방식을 사용하였다.

전단보강근에 의한 전단강도는 래티스바의 특성이 고려된 식 (8)을 사용하여 설계하였으며 PSC부재에서 사인장균열에 저항하는 전단보강근의 기여도가 낮다는 Suh et al.⁴⁾의 연구와 구속효과가 낮은 래티스바의 특성을 반영하여 전단보강근의 강도를 보수적으로 평가하는 KBC 2009에 따라 항복강도를 400MPa로 제한하여 설계하였다.

각 실험체의 실험강도와 설계기준식에 따라 설계한 강도를 Table 3에 나타내었다. 전단보강근에 의한 전단강도()와 콘크리트에 의한 전단강도(, , )를 각각 합하여 , , 로 나타내었다. 콘크리트 전단강도는 PC와 토핑콘크리트의 면적비를 고려한 유효콘크리트 강도를 사용한 경우와 각각의 콘크리트 강도를 고려하여 계산한 뒤 단순 합산하여 계산한 결과를 함께 나타내었다. 계산결과, CIP와 래티스바가 없는 무보강 실험체(U-3.0, U-2.0)의 실험결과와 설계내력을 비교했을 때 모든 설계내력이 1.29~5.25배로 과소평가 되는 것으로 나타났다.

같은 단면과 경간비를 가지는 두 실험체 U-3.0, N-D1-3.0를 비교하였을 때, 래티스바가 없는 U-3.0 실험체와 래티스바를 배근한 N-D1-3.0 실험체의 실험결과는 각각 274.1kN과 273.23kN으로 래티스바의 유무에도 불구하고 다소 낮은 내력차이를 나타냈다.

합성 TRS 실험체의 실험결과와 설계내력을 비교하였을 때, 경간비 3.0의 실험체의 경우, 실험강도가 설계내력 , 보다 각각 평균 37%, 13% 높게 나타났으며 보다 18%낮게 나타났다. 경간비 2.0의 실험체는 설계내력 , , 보다 각각 평균 93%, 30%, 16% 높게 나타났다. 과 는 모든 실험체에 대하여 안전측의 설계내력을 보였으나 식의 경우 최대 2.26배로서 설계내력을 지나치게 과소평가하는 경향이 나타났다. 가 가장 실험결과와 근사한 값을 제시하는 것으로 나타났으며, 특히 유효콘크리트를 사용하여 계산할 경우, 실험결과를 적절하게 안전측으로 예측할 수 있는 것으로 나타났다. 반면에 PC와 토핑 콘크리트의 강도를 고려하여 각각의 강도를 계산한 뒤 누가한 경우에는 실험결과가 과도하게 안전측으로 예측되는 것으로 나타났다. 는 식 (4)를 통해 복부-전단강도와 휨-전단강도를 비교하여 낮은 값을 택하도록 제시하고 있다. 휨-전단강도는 경간비가 짧아질수록 강도가 증가하는 특성을 가지는 반면 복부-전단강도는 경간비가 고려되지 않고 모두 일정 값으로 설계된다. 본 연구에에서 설정한 실험체에서는 경간비에 관계없이 복부-전단강도로 설계되었는데 실험결과에서는 경간비 2.0의 실험체가 경간비 3.0의 실험체보다 평균 42% 높게 나타났다. 상세식의 경우 토핑콘크리트의 깊이가 얇아서 설계강도에 반영하지 않는 해외에서 연구, 개발된 식으로서 상대적으로 두터운 토핑콘크리트가 타설될 때에는 정확한 강도예측이 불가능하며, 현제까지 상세식의 사용에 여타 문제가 발생하지 않았던 이유는 설계시 사용하는 높은 안전율(75%)과 단순누가방식으로 산정시 설계강도가 다소 낮아지는 결과가 나타나기 때문이다. CIP와 래티스바가 없는 무보강 실험체(U-3.0, U-2.0)의 실험결과와 설계내력을 비교했을 때 모든 설계내력이 과소평가 되는 것으로 나타났다. 국내설계기준³⁾에서 제시하는 PSC부재의 설계식은 ACI318-08⁷⁾ 제안식을 사용한 것으로서, 300mm 이상의 높이를 갖는 HCS의 실험에서 사인장강도가 낮게 나타나 기준에 이를 반영한 것이다.⁸⁾ 그 결과, 낮은 높이의 PSC휨부재에 대해서 내력을 과소평가하는 것으로 판단된다.

6. 결    론

본 연구에서는 콘크리트구조기준에 대하여 TRS 부재의 전단강도를 평가하고 거동특성을 분석하기 위하여 TRS 부재에 대한 전단실험을 실시하였다. 특히 토핑콘크리트의 유무와 전단 경간비에 따른 전단강도 변화를 관찰하고 현행 설계기준식의 적합성을 파악하였다. 연구로부터 얻은 결론은 다음과 같다.

1)CIP가 타설되지 않은 두 실험체 U-3.0, N-D1-3.0을 비교했을 때, 래티스바가 없는 U-3.0 실험체와 래티스바를 배근한 N-D1-3.0 실험체의 실험내력은 래티스바의 유무에도 불구하고 다소 낮은 차이를 나타냈다. 이것은 CIP가 없는 실험체에 대해서는 래티스바의 전단기여도가 현저히 낮기 때문에 미합성 TRS부재에 CIP를 타설하기전인 시공단계에서는 래티스바의 기여를 무시하고 설계해야 함을 의미한다.

2)합성 실험체의 실험결과와 설계내력을 비교하였을 때, 과 는 모든 실험체에 대하여 안전측의 설계내력을 보였으나 식의 경우 최대 2.26배로서 설계내력을 지나치게 과소평가하는 경향이 나타났다. 가 가장 실험결과와 근사한 값을 제시하는 것으로 나타났으며, 특히 유효콘크리트를 사용하여 계산할 경우, 실험결과를 적절하게 안전측으로 예측할 수 있는 것으로 나타났다.

3)래티스바의 종류에 따른 결과로는 전단경간비가 2.0인 경우 이형철근을 직각래티스바로 배근하였을 때 가장 높은 내력을 보이는 것으로 나타났으며, 가장 낮은 내력을 보인 것은 이형철근을 대각래티스바로 배근한 경우로 나타났다. 반면에 전단경간비가 3.0인 경우에는 원형철근을 대각 래티스바로 배근한 경우가 가장 낮은 강도를 보였으며, 이형철근을 사용한 경우에는 대각 래티스바와 직각 래티스바로 배근한 두 경우가 거의 유사한 거동을 보이는 것으로 나타났다. 다만 변형능력과 관련해서는 전체적으로 직각래티스바를 사용한 경우가 다소 연성적인 거동을 보이는 것으로 나타났다.

4)CIP와 래티스바가 없는 무보강 실험체(U-3.0, U-2.0)의 실험결과와 설계내력을 비교하였을 때 모든 설계내력이 과소평가 되는 것으로 나타났다. 국내설계기준에서 제시하는 PSC부재의 설계식은 300 mm이상의 높이를 갖는 HCS 실험에서 사인장강도가 낮게 나타나는 현상을 기준에 반영한 것으로서, 낮은 높이의 PSC휨부재에 대해서는 내력을 과소평가하는 것으로 판단된다.