2.1 실험체 상세

Fig. 1과 Table 1에는 마이크로 강섬유가 첨가된 LWAC로 제조된 하프 PC 일방향 슬래브(semi-precast concrete one-way slab using lightweight aggregate concrete with micro-steel fiber, 이하 ‘SPCS_FLWC’) 실험체의 상세를 나타내었다. 하프 프리캐스트(semi-precast concrete, 이하 ‘SPC’)의 현장 여건을 모사하기 위해서 실험체는 하부 부분 110 mm 구간에 마이크로 강섬유가 첨가된 LWAC로 타설하고 양생 28일 이후 나머지 상부 부분 130 mm 구간에 레미콘 배합의 보통중량 콘크리트(normal-weight concrete, NWC)로 타설하여 제조하였다. 또한, 실험체의 완전한 휨 파괴유도를 위해, $V_{n}/V_{fl}$를 1.0 이상으로 설계하였는데, 여기서 $V_{n}$은 실험체의 공칭전단내력을, $V_{fl}$은 공칭모멘트로부터 환산된 전단외력을 의미한다. SPCS_FLWC 실험체의 주요변수는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무이다. 인장보강근의 종류는 SPC에서 가장 일반적으로 사용하는 이형철근과 3연선 긴장재로 선택하였다. 이형철근과 3연선 긴장재는 실험체에서 각각 동일한 보강량으로 배근하기 위해 KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서 제시하고 있는 식 (1)의 주인장보강지수($w$)의 개념을 이용하였다.

여기서, $A_{s}$는 주인장 보강재의 단면적을, $f_{y}$는 주인장 보강재의 항복강도를, $b$는 슬래브의 폭을, $d_{e}$는 슬래브의 유효깊이를, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도를 의미한다. SPCS_FLWC 실험체의 $w$는 모두 0.19로 동일하게 설계하였다. 식 (1)을 이용하여 계산된 인장보강비는 이형철근을 사용한 실험체에서 0.0066이었으며, 3연선 긴장재를 사용한 실험체에서 0.0021이었다. 또한, 식 (1)에서 최대 휨 내력 시 긴장재의 응력($f_{ps}$)은 KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서 제시하고 있는 식 (2)로부터 결정하였다.

여기서, $f_{pu}$는 긴장재의 인장강도를, $\gamma_{p}$는 긴장재의 종류에 따른 계수를, $\beta_{1}$은 등가응력깊이 계수를, $\rho_{p}$는 긴장재의 인장보강 비를, $d_{s}$는 인장철근의 유효깊이를, $d_{p}$는 긴장재의 유효깊이를 의미한다. 3연선 긴장재를 사용한 실험체에서 긴장력은 $0.6f_{pu}$로 도입하였다. 한편 주요변수로 선정된 중공체는 SPC 부분이 제조된 이후, 상부에 설치하였으며, 상부 토핑 콘크리트의 계면에서의 전단흐름을 제어하기 위해서 루프바 타입의 전단 연결재를 설치하였다. 이때, 전단 연결재는 KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서 제시하고 있는 최소 전단보강재량 이상으로 배근하였다. 특히 하부 PC 부분에 타설되는 LWAC에는 마이크로 강섬유를 0.25 %의 체적비($V_{f}$)로 첨가하였다. 이 마이크로 강섬유의 체적비는 ^{Lee and Yang (2023)}의 연구결과를 기반으로 결정하였다. ^{Lee and Yang (2023)}는 체적비 0.25 % 수준의 마이크로 강섬유의 첨가가 마이크로 강섬유를 넣지 않은 콘크리트보다 콘크리트의 인성지수를 약 1.98배 이상 증가시킬 수 있고 굳지 않은 콘크리트의 유동성 저하도 최소화 할 수 있다고 보고하였다.

SPCS_FLWC 실험체의 폭은 600 mm이며, 깊이는 SPC 슬래브와 토핑 콘크리트에서 각각 110 mm 및 130 mm이다. 특히, 실험체의 SPC 슬래브의 깊이는 ^{PCI (2014)}에서 제시하고 있는 최소두께(=90 mm)와 피복두께(=20 mm)를 고려하였다. 또한, SPCS_FLWC 실험체의 전체길이는 3,300 mm이며, 양단 지점사이의 길이는 3,000 mm이다. 하중이 재하되는 상부점과 지점까지의 거리인 전단경간($a$)은 1,260 mm으로, 이에 따른 전단경간-깊이비($a/d_{e}$)는 6.3이다. 실험체명에서 첫 번째 알파벳은 인장보강근의 종류(D=이형철근, S=3연선 긴장재)를 두 번째 알파벳은 중공체의 설치 유무(O=중공체 설치, X=중공체 미설치)를 의미한다.

2.2 사용재료

Table 2에는 SPCS_FLWC 실험체에 적용된 마이크로 강섬유가 첨가된 LWAC와 레미콘 기반 NWC의 배합표를 나타내었다. 배합표에서 강섬유가 첨가된 LWAC와 레미콘 기반 NWC의 설계 압축강도($f_{cd}$)는 각각 30 MPa와 40 MPa로 설정하였다. LWAC에 사용된 골재들은 소성공정으로 생산된 영흥화력발전소에서 건식공정을 통해 생산된 바텀애시 기반의 인공경량골재를 사용하였다(Fig. 2). 사용된 인공경량골재의 단위용적중량은 굵은골재와 잔골재에서 각각 900 kg/m³ 및 1,550 kg/m³으로서 보통중량 골재보다 각각 평균 65.1 % 및 40.4 % 낮았다. 마이크로 강섬유는 직경이 0.3 mm인 훅크형과 0.2 mm인 직선형을 사용하였는데, 각각 1:1의 중량비로 첨가하였다. 구조실험당시에 측정된 강섬유가 첨가된 LWAC와 레미콘 기반 NWC의 압축강도는 각각 37.1 MPa 및 41.4 MPa이었으며, 탄성계수는 각각 21,131 MPa 및 31,754 MPa이었다.

Fig. 1 Details of the SPCS_FLWC specimens (units: mm)

Fig. 2 Typical images of lightweight aggregate and micro- steel fibers

Table 3에는 SPCS_FLWC 실험체에서 사용된 보강재들의 역학적 특성을 나타내었다. 직경 13 mm와 16 mm인 이형철근의 항복강도는 각각 478 MPa와 480 MPa이었으며, 인장강도는 각각 597 MPa와 607 MPa이었다. 이들의 탄성계수는 평균 200,436 MPa이었다. 또한, 3연선 긴장재의 항복강도 및 인장강도 그리고 탄성계수는 각각 1,451 MPa와 1,504 MPa 그리고 201,843 MPa이었는 데, 이때, 항복강도는 ^{ASTM A615/A615M-24 (2024)}에서 제시하고 있는 변형률 1 %일 때의 응력으로, 탄성계수는 0.2 % 오프셋 방법으로 결정하였다.

Table 4에는 사용된 훅크형 및 직선형 마이크로 강섬유들의 역학적 특성을 나타내었다. 훅크형 마이크로 강섬유의 길이는 30 mm으로서 형상비가 100이며, 직선형 마이크로 강섬유의 길이는 13 mm으로서 형상비가 65이다. 훅크형 및 직선형 마이크로 강섬유의 인장강도 및 탄성계수는 각각 2,650 MPa 및 200,000 MPa이었으며, 훅크형 및 직선형에서의 부착강도는 각각 18.7 MPa 및 8.6 MPa이었다.

2.3 가력상세 및 측정요소

Fig. 3에는 구조 휨 실험을 위한 SPCS_FLWC 실험체의 가력상세와 측정요소를 나타내었다. 가력은 1,000 kN 용량의 유압 오일잭을 이용하여 상부 2점 하중으로 재하하였다. 처짐 증가에 따른 실험체의 하중 변화는 오일잭과 실험체 사이에 설치된 1,000 kN 용량의 로드셀을 이용하여 측정하였다. 실험체의 처짐은 최대 모멘트 구간에서 설치된 300 mm 용량의 변위계를 이용하여 측정하였다. 인장보강재들의 변형률은 최대모멘트 구간에서 부착된 전기저항게이지를 이용하여 측정하였다.

Fig. 3 Test set-up

3.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 4에는 SPCS_FLWC 실험체의 균열진전 및 파괴모드를 나타내었다. 모든 실험체는 전형적인 휨 파괴 모드를 보였다. 그 파괴모드를 요약하면 다음과 같다; 1) 첫 휨 균열은 최대모멘트 구간에서 발생하였다. 2) 이후 휨 균열은 단부 반력지점과 압축존 방향으로 점진적으로 확장되었다. 3) 압축존 방향으로 확장된 휨 균열의 높이는 최대내력 시점에서 약 $0.9h$이었다. 4) 실험종료 시점에서는 인장보강근이 파단되었다. 이 파괴모드는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무에 의해 현저한 영향을 받았다. 인장보강근으로서 일반 이형철근으로 배근된 SPCS_FLWC 실험체에서는 3연선 긴장재로 배근된 실험체보다 최대모멘트 구간에서의 더 많은 휨 균열이 발생하였다. 이는 기존 연구자^{(Mun et al. 2011; Yang et al. 2011; Yang et al. 2014b)}들에 의해 보고된 바와 같이 이형철근이 긴장재보다 휨 균열을 분산하는데 더 효과적임을 의미한다. 또한, 중공체가 설치되지 않은 SPCS_FLWC 실험체에는 수평균열 발생이 실험종료 시점까지 발생하지 않았지만, 중공체가 설치된 실험체에서는 인장보강근의 종류에 관계없이 SPC 슬래브와 토핑 콘크리트의 계면에서 수평 균열이 최대하중 이후에 발생하였다.

Fig. 4 Crack propagation and failure mode of the SPCS_FLWC specimens

3.2 하중-처짐 관계

Fig. 5에는 SPCS_FLWC 실험체의 하중-처짐 관계를 나타내었다. 모든 실험체의 하중-처짐 관계는 전형적인 휨 지배형 거동과 유사하였으며, 요약하면 다음과 같다; 1) 초기강성은 인장보강근이 항복하기 이전까지 선형적인 경향을 보였다. 2) 인장보강근의 항복 이후부터 최대하중 시점까지, 그 강성은 점진적으로 감소하였다. 3) 최대하중 이후, 그 하중은 점차 감소하였다. 이와 같은 SPCS_FLWC 실험체의 하중-처짐 관계는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무에 의해 현저한 영향을 받았다. 중공체가 설치된 SPCS_FLWC 실험체의 초기 강성은 중공체가 설치되지 않은 실험체보다 다소 작았다. 이는 압축존의 콘크리트 단면적이 감소함에 따른 강성저하로 판단된다^{(Park and Paulay 1975)}. 인장보강근의 항복 이후부터 최대하중 시점까지의 강성은 중공체가 설치된 실험체에서 더 급격한 저하를 보였다. 최대내력 이후의 거동은 인장보강근으로서 일반 이형철근으로 배근된 SPCS_FLWC 실험체에서 연성적이었으나, 3연선 긴장재로 배근된 SPCS_FLWC 실험체에서 취성적인 경향을 보였다. 이들 경향에 대한 중공체의 영향은 미미하였다. 이는 응력-변형률 관계에서 일반 이형철근이 3연선 긴장재보다 더 연성적인 물성치가 반영된 것으로 판단된다. 또한 최대하중 이후의 거동에 대한 중공체에 의해 미치는 영향이 미미한 이유는 최대하중 이후 중립축이 중공체의 상부에서 형성되었기 때문이다.

Fig. 5 Load–deflection relationship of the SPCS_FLWC specimens

3.3 균열하중($P_{cr}$), 항복하중($P_{y}$) 및 최대하중($P_{n}$)

Table 5에는 SPCS_FLWC 실험체의 균열하중($P_{cr}$), 항복하중($P_{y}$) 및 최대하중($P_{n}$)을 나타내었다. SPCS_FLWC 실험체의 $P_{cr}$은 첫 휨 균열시점의 하중으로, $P_{y}$은 인장보강근이 항복하는 시점에서의 하중으로 가정하였다. SPCS_FLWC 실험체의 $P_{cr}$은 인장보강근의 종류에 의해 현저한 영향을 받았다. 인장보강근으로서 3연선 긴장재로 배근된 SPCS_FLWC 실험체의 $P_{cr}$은 83.6 kN으로서 일반 이형철근으로 배근된 실험체보다 2.05 배 높았다. 이는 기존 연구자^{(Mun et al. 2011; Yang et al. 2011; Yang et al. 2014b)}들에 의해 보고된 바와 같이 프리스트레스력을 갖는 3연선의 긴장재가 일반 이형철근보다 초기 휨 균열 저항에 더 효과적임을 의미한다. 또한, 이들 값들은 중공체가 있는 실험체에서 약 3.8 % 더 낮았다. 이는 압축존의 콘크리트 단면적이 감소함에 따른 강성저하로 판단된다^{(Park and Paulay 1975)}. $P_{y}$와 $P_{n}$는 중공체의 설치여부보다는 인장보강근의 종류에 의해 미치는 영향이 다소 있었다. 전반적으로 일반 이형철근으로 배근된 실험체의 $P_{y}$와 $P_{n}$는 3연선의 긴장재로 배근된 실험체보다 평균 8.9 % 낮았다. 비슷한 수준의 $w$로 설계되었음에도 3연선의 긴장재로 배근된 실험체에서 다소 높은 $P_{y}$와 $P_{n}$를 보이는 이유는 3연선의 긴장재로 배근된 실험체에 타설된 콘크리트의 $f_{ck}$가 일반 이형철근으로 배근된 실험체에 타설된 콘크리트보다 더 높게 발현되었기 때문이다.

3.4 변위 연성비($\mu_{\Delta}$)

Table 5에는 SPCS_FLWC 실험체의 변위 연성비($\mu_{\Delta}$)를 나타내었다. $\mu_{\Delta}$는 최대 내력의 변위($\Delta_{n}$)를 항복시점의 변위($\Delta_{y}$)로 나눈 값으로 결정하였다^{(Park and Paulay 1975)}. SPCS_FLWC 실험체의 $\mu_{\Delta}$는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무에 의해 현저한 영향을 받았다. 인장보강근으로서 일반 이형철근으로 배근된 SPCS_FLWC 실험체의 $\mu_{\Delta}$은 4.33으로서 3연선 긴장재로 배근된 실험체보다 1.78 배 높았다. 이는 응력-변형률 관계에서 일반 이형철근이 3연선 긴장재보다 더 연성적인 물성치가 반영된 것이다. 또한, 이들 값은 중공체가 있는 실험체에서 23.4 % 더 낮았다. 이는 3.1절에서 분석된 바와 같이 중공체의 설치가 최대하중 이후 SPC와 토핑 콘크리트의 계면에서 수평 균열이 유도되어 그 시점에 하중감소가 급격히 발생하였기 때문이다. 결과적으로 3연선 긴장재로 배근된 SPCS_FLWC 실험체에서는 중공체의 설치가 연성을 과도하게 감소시킬 수 있으므로 이를 설계시점에서 반드시 고려할 필요가 있다.

4.1 균열내력 모멘트($M_{n}$)

KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서는 첫 균열시점의 모멘트($M_{n}$)를 식 (3)과 같이 제시하고 있다.

여기서, $f_{r}$은 파괴계수를, $I_{g}$는 전단면 2차모멘트를, $y_{t}$는 단면 도심에서 인장연단까지의 거리를, $N_{e}$는 긴장재의 유효 프리스트레싱력을, $r$은 전단면의 회전반경을, $e$는 위험단면에서 긴장재의 편심을 의미한다. 식 (3)에서 $f_{r}$은 사용된 콘크리트의 휨 균열에 대한 저항성능을 의미하므로, SPC 슬래브 부분에서 휨 균열 저항 성능이 NWC보다 낮은 LWAC로 제조되었으므로 $M_{n}$에 대한 안전성의 검증이 필요하다. 따라서 식 (3)으로부터 계산된 $M_{n}$의 값과 실험결과 값을 비교하였다. 단, 식 (3)에서 $f_{r}$은 LWAC의 실험결과에 기반하여 제시된 다음의 KDS 14 20^{(KCI 2022)}의 모델을 이용하였다.

여기서, $\lambda$는 경량콘크리트 계수를 의미한다. 이때, $\lambda$는 콘크리트 종류에 따라 보통중량 콘크리트는 1.0, 모래경량 콘크리트는 0.85, 전경량 콘크리트는 0.75의 값을 적용한다. Table 6에는 SPCS_FLWC 실험체의 $M_{n}$에 대한 예측값($(M_{n})_{pre.}$)과 실험값($(M_{n})_{{Exp}.}$)을 나타내었다. $M_{n}$에 대한 안전성은 실험값 대비 예측값의 비($(M_{n})_{{Exp}.}/(M_{n})_{pre.}$)로 평가하였다. $(M_{n})_{{Exp}.}/(M_{n})_{pre.}$은 1.0보다 크면 안전측으로 1.0보다 작으면 불안전측으로 예측하고 있음을 의미한다. 하부 SPC 슬래브 부분에서 NWC보다 낮은 휨 균열 저항 성능을 갖는 LWAC로 제조되었음에도 SPCS_ FLWC 실험체에서 얻어진 $(M_{n})_{{Exp}.}/(M_{n})_{pre.}$는 1.01~1.40으로 모두 안전측으로 평가되었다. 이와 같이 휨 저항성능이 낮은 LWAC로 제조되었지만, 마이크로 강섬유가 첨가되어 그 낮은 휨 저항성능을 보완한 것으로 판단된다. 결과적으로, 마이크로 강섬유가 첨가된 LWAC로 제조된 SPCS_FLWC는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무에 관계없이 $M_{n}$의 안전성을 충분히 확보할 수 있음을 확인하였다.

4.2 최대내력 모멘트($M_{n}$)

KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서 제시된 등가응력블록의 개념과 프리스트레스력이 도입된 긴장재를 고려한 최대내력 모멘트($M_{n}$)는 식 (5)와 같이 제시할 수 있다.

여기서, $a$는 등가응력블록의 깊이를, $A_{s}'$는 압축철근의 단면적을, $f_{s}$는 압축철근의 응력을, $d'$는 압축철근의 유효깊이를, $c_{u}$는 중립축 깊이를, $A_{ps}$는 긴장재의 단면적을 의미한다. 식 (5)에서 $c_{u}$는 힘의 평형조건으로부터 압축철근이 압축존에 있을 때에 식 (6)과 같이 제시할 수 있다.

또한, $c_{u}$는 압축철근이 인장존에 있을 때에 식 (7)과 같이 제시할 수 있다.

SPCS_FLWC 실험체에서 식 (5), (6) 및 (7)으로부터 산정된 최대내력 시점에서의 $c_{u}$는 25.5~30.2 mm으로 평가되었으며, 이로부터 $c_{u}$가 중공체보다 상부에 형성되었음을 확인하였다. 결과적으로 식 (5), (6) 및 (7)으로부터 계산된 SPCS_FLWC 실험체의 $M_{n}$은 중공체의 영향에 관계없이 인장보강근으로서 일반 이형철근과 3연선 긴장재로 배근된 실험체에서 상호 비슷한 수준(72.0 kN･m~73.8 kN･m)에 있었다. $M_{n}$에 대한 안전성은 실험값 대비 예측값의 비($(M_{n})_{{Exp}.}/(M_{n})_{pre.}$)로 평가하였다. 실험결과와 식 (5) 및 식(6)을 이용하여 산정된 $(M_{n})_{{Exp}.}/(M_{n})_{pre.}$은 1.0보다 크면 안전측으로 1.0보다 작으면 불안전측으로 예측하고 있음을 의미한다. SPCS_FLWC 실험체에서 얻어진 $(M_{n})_{{Exp}.}/$$(M_{n})_{pre.}$는 1.01~1.15으로 인장보강근의 종류와 중공체 설치여부에 관계없이 대체로 안전측으로 평가되었다. 이로부터 SPCS_ FLWC 실험체는 하부 SPC 슬래브 부분에서 휨 저항성능이 낮은 LWAC로 분리 타설되었음에도 최대내력 시점까지 분리 타설된 면에서의 슬립이 없는 안정적인 휨 거동으로 $M_{n}$이 충분히 잘 발휘된 것으로 판단된다. 결과적으로, SPCS_FLWC는 인장보강근의 종류와 중공체의 설치 유무에 관계없이 $M_{n}$의 안전성을 충분히 확보할 수 있음을 확인하였다.

4.3 변위 연성비($\mu_{\Delta}$)

3.4절에서 분석된 바와 같이 SPCS_FLWC 실험체의 $\mu_{\Delta}$는 주철근으로서 3연선 긴장재를 배근하거나 SPC 슬래브 위에 중공체가 설치된 실험체에서 급격히 저하되는 경향을 보였다. 따라서 SPCS_FLWC 실험체의 $\mu_{\Delta}$의 안전성도 휨 설계에서 고려할 필요가 있다. 하지만, 일반적으로 휨 부재에서 연성에 대한 설계기준이 없으므로 ^{Yang et al. (2014b)}에 의해 제시된 일방향 슬래브의 1차원 비선형해석 절차에 의해 예측된 하중-처짐 관계로부터 얻어진 예측값과 실험결과 값을 비교하였다. 1차원 비선형해석 절차는 다음과 같이 요약할 수 있다; 1) 압축연단 콘크리트 변형률을 증분하고 임의의 중립축 깊이를 가정한다. 2) 단면 분할된 미소요소에서 각 구성재료의 변형률을 산정하고 응력-변형률 관계로부터 미소요소에서의 압축력과 인장력을 산정한다(Fig. 6). 3) 각 미소요소에서 산정된 압축력의 합과 인장력의 합을 산정하여 힘의 평형조건의 만족여부를 확인한다. 4) 힘의 평형조건이 만족하지 않으면 1) 절차에서 중립축 깊이를 재가정하여 이후의 절차를 수행하여 힘의 평형조건이 만족할 때까지 반복한다. 5) 결정된 중립축 깊이로부터 곡률과 모멘트를 산정한다. 6) 모멘트로부터 하중을 산정하고 하중 단계별로 실험체 길이에 따른 이상화된 곡률분포로부터 ^{Mattock (1967)}에 의해 제시된 등가소성힌지길이($L_{p}$)와 모멘트 면적법^{(Park and Paulay 1975)}을 이용하여 처짐을 산정한다(Fig. 7). 7) 예측된 하중-처짐 관계로부터 $\mu_{\Delta}$를 산정한다. 1차원 비선형해석 절차에서 적용된 NWC의 구성방정식은 ^{Yang et al. (2014a)}의 모델을 이용하였다. 특히 SPC 슬래브 부분에 적용된 마이크로 강섬유가 보강된 LWAC의 구성방정식은 ^{Kim et al. (2023)}에 의해 제시된 다음의 모델을 적용하였다.

여기서, $f_{c}$는 압축변형률 $\epsilon_{c}$에서의 압축응력을, $\epsilon_{0f}$는 최대응력 시점에서의 변형률을, $\beta_{f}$는 섬유보강지수를, $E_{c}$는 섬유가 첨가되지 않은 콘크리트의 탄성계수를, $E_{cf}$는 섬유가 첨가된 콘크리트의 탄성계수를, $\beta_{2}$은 응력-변형률 관계의 상승 및 하강구간의 기울기 계수를, $\rho_{c}$는 콘크리트 단위용적중량을, $f_{0}$와 $\rho_{0}$는 각각 콘크리트 압축강도(=10 MPa)와 단위용적중량(=2,300 kg/m³)의 참고값들을 의미한다. 식 (8)은 Lee et al.(2022)에 의해 제시된 $\beta_{f}$의 함수를 가지고 있어 마이크로 강섬유에 의해 증가된 탄성계수와 최대응력이후의 연성거동의 경향을 고려할 수 있다. 또한, 이형철근의 구성방정식은 경화구간을 고려할 수 있는 ^{Park and Paulay (1975)}의 모델을 적용하였으며, 3연선 긴장재는 ^{Menegotto and Pinto (1973)}의 모델을 적용하였다.

Table 7에는 $\mu_{\Delta}$의 실험 결과값과 예측값을 비교하였다. $\mu_{\Delta}$에 대한 안전성은 실험값 대비 예측값의 비($(\mu_{\Delta})_{{Exp}.}/(\mu_{\Delta})_{pre.}$)로 평가하였는데, $(\mu_{\Delta})_{{Exp}.}/(\mu_{\Delta})_{pre.}$의 값이 1.0보다 크면 안전측으로 1.0보다 작으면 불안전측으로 예측하고 있음을 의미한다. $(\mu_{\Delta})_{{Exp}.}/(\mu_{\Delta})_{pre.}$은 인장보강근의 종류와 중공체 설치유무에 현저한 영향을 받았다. 중공체가 설치되지 않은 SPCS_FLWC 실험체의 $(\mu_{\Delta})_{{Exp}.}/(\mu_{\Delta})_{pre.}$는 1.0 이상으로 안전측으로 평가되었지만, 인장보강근으로서 3연선 긴장재로 배근된 실험체에서 이형철근으로 배근된 실험체보다 약 27.9 % 작았다. 특히, 중공체가 설치된 SPCS_FLWC 실험체의 $(\mu_{\Delta})_{{Exp}.}/(\mu_{\Delta})_{pre.}$는 1.0 이하로 불안전측으로 평가되었다. 그 불안전측의 정도는 이형철근으로 배근된 실험체보다 3연선 긴장재로 배근된 실험체에서 더 현저하였다. 결과적으로 3.1절에서 분석된 바와 같이 중공체의 설치는 최대하중 이후에 발생하는 상부 및 하부의 계면의 수평 균열로 인해 SPCS_FLWC 실험체의 $\mu_{\Delta}$를 급격히 저하시킬 수 있다. 따라서 SPCS_FLWC 실험체에서 안전한 $\mu_{\Delta}$의 성능을 확보하기 위해서는 최대하중 이후에 상부 및 하부의 계면에서 발생하는 수평균열을 억제할 수 있는 전단흐름 저항용 보강근을 더 많이 배근해야 할 것으로 판단된다. 하지만, 이 연구에서는 SPCS_FLWC 실험체의 구조실험에서 전단흐름 저항용 보강근에 대한 변수를 포함하고 있지 않으므로 수평균열을 억제할 수 있는 전단흐름 저항용 보강근의 양을 정확히 제시할 수 없다. 따라서 향후 연구에서는 KDS 14 20^{(KCI 2022)}에서 제시하고 있는 전단연결재 보강량을 주요변수로 하는 SPCS_FLWC 실험체의 추가적인 구조실험으로부터 안전한 $\mu_{\Delta}$의 성능확보가 가능한 전단연결재 보강량의 제시가 필요할 것으로 사료된다.

Fig. 6 Distribution of strains and stresses along slab depth

Fig. 7 Idealization of curvature distribution along the slab length