2.1 국내 동향

RC 건축구조물에 대한 국내 구조설계기준은 보-기둥 접합부에 대해서는 비교적 상세한 규정을 제시하고 있으나 보와 보가 교차하는 보 접합부 영역에 대해서는 구체적인 설계 규정을 마련하고 있지 않다. 이로 인하여 보 접합부의 배근상세가 구조도면에 명확히 제시되지 않거나 시공현장의 경험적 판단에 의존하는 경우가 많다. 특히, 시공 현장에서는 보 접합부에 철근 배근이 어렵다는 이유로 스터럽이 누락되는 사례가 빈번하게 발생하고 있다. 그러나, 작은보로부터 간접하중을 받는 큰보의 파괴 메커니즘과 이를 방지하기 위한 행거보강근에 대한 국내 연구는 매우 제한적이고, 실무에서도 관련 정보를 거의 접하기 어려운 실정이다. 따라서, 간접하중을 받는 보 접합부의 구조거동을 규명하고, 이를 반영한 합리적인 설계기준 마련을 위한 연구가 시급히 요구된다.

2.2 국외 동향

2.2.1 CSA A23.3-24

현행 캐나다 콘크리트 구조설계기준은 간접하중을 받는 보에 대한 추가 보강근 배근을 가장 구체적으로 제시하고 있다. CSA A23.3-24는 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 보의 측면에 하중이 작용하는 경우 추가적인 행거보강근을 배근하도록 규정하고 있다. 특히, 피지지보의 하부면이 지지보의 하부면보다 낮지 않은 경우에는 스트럿-타이 모델을 적용하지 않고도 다음과 같은 간편한 방법으로 보강할 수 있도록 규정하고 있다.

① 행거보강근은 전달되는 계수전단력의 ($1-h_b/h_1$)배에 해당하는 인장력을 전달할 수 있도록 배근한다. 여기서 $h_b$는 교차하는 두 보의 밑면 차, $h_1$은 큰보의 깊이이다.

② 행거보강근의 보강구간은 Fig. 5와 같이 피지지보 하부면에서 보 높이의 1/4 위치를 기점으로 하여 45° 경사진 균열이 지지보의 보강근과 교차하는 지점까지로 정의된다.

③ 피지지보의 하부 주철근은 지지보의 하부 주철근 위에 배치하여야 하며, 행거보강근은 보의 전체 깊이(full-depth)에 걸쳐 배치되는 횡보강근으로 정의된다.

④ 하중을 전달하는 접합면이 지지보의 최상단까지 확장되어 있으면서 평균 전단응력이 $0.23\lambda\phi_c\sqrt{f_{ck}}$ 이하인 경우에는 행거보강근을 추가하지 않아도 된다. 여기서 $\lambda$는 경량콘크리트 계수, $\phi_c$는 콘크리트 저항계수, $f_{ck}$는 콘크리트 설계기준압축강도이다.

CSA 기준은 간접하중을 받는 보의 강도저하를 방지하기 위하여 행거보강근의 양과 보강구간을 매우 구체적으로 제시하고 있다. 그러나, 제시된 계산식은 교차하는 두 보의 밑면차이비($h_b/h_1$)에만 의존하고 있어 깊은보의 전단강도 감소를 충분히 반영하기에는 한계가 있다.

Fig. 5. Hanger reinforcement provision of CSA Code (CSA Group, 2024)

2.2.2 ACI 318-25

미국콘크리트학회 건축구조용 콘크리트 설계기준(ACI 318)은 깊은보에 대한 별도의 행거보강근 규정은 없으나 Mattock and Shen(1992)의 연구를 바탕으로 2019년부터 간접하중을 받는 일반보의 이른 파괴를 방지하기 위한 행거보강근의 추가 보강을 권고하고 있다. ACI 318-25에서는 피지지보가 지지보와 일체로 타설되고 지지보의 한쪽 또는 양쪽 측면과 만나는 경우 행거보강근을 설치하지 않으면 지지보의 하부면이 이르게 파괴될 수 있다고 명시하고 있다. 이때 행거보강근은 기존의 다른 횡보강근과는 별도로 추가되어야 하며, 피지지보 단부에서 발생하는 전단력을 지지보로 전달하기 위한 목적으로 설치된다고 ACI 기준은 설명하고 있다.

ACI 318-25는 행거보강근의 양과 보강구간에 대한 명확한 규정은 제시하지 않고 있으며, 간접하중으로 인한 위험성과 이에 대한 보강의 필요성을 Fig. 6과 같이 개념적으로 설명하는 수준에 머물러 있다. ACI 기준에서 비교적 구체적으로 명시하고 있는 것은 행거보강근의 면제 규정이다. 즉, 피지지보의 하부면이 지지보의 중간 높이 이상인 경우 또는 피지지보로부터 전달되는 계수전단력이 $0.25\sqrt{f_{ck}}b_wd$ 보다 작은 경우에는 행거보강근이 필요하지 않은 것으로 규정하고 있다.

Fig. 6. Hanger reinforcement provision of ACI Code (ACI Committee 318, 2025)

3.1 CSA 기준에 따른 행거보강근 설계

CSA A23.3-24는 피지지보의 하부면이 지지보의 하부면보다 낮지 않은 경우 스트럿-타이 모델을 적용하지 않고 피지지보로부터 전달되는 계수전단력의 ($1-h_b/h_1$)배에 해당하는 인장력을 전단철근과는 별도로 행거보강근이 저항하도록 설계하는 방법을 허용하고 있으며, 이를 관계식으로 나타내면 다음과 같다^{(Wight and MacGregor, 2012)}.

여기서, $\phi$는 강도감소계수, $A_{sh}$는 간접하중에 저항하는 행거보강근의 총 단면적, $f_{yh}$는 행거보강근의 항복강도, $V_{ub}$는 간접하중에 의한 계수전단력이다.

CSA 기준에서 식 (1)의 $\phi$는 재료에 대한 저항계수로 사용되는 것으로, KDS 기준의 강도감소계수와 개념적으로 동일한 의미를 가진다. 이 연구에서는 국내 설계기준과의 일관성을 고려하여 전단에 대한 강도감소계수인 0.75를 적용한다. 식 (1)은 교차하는 두 보의 밑면차이비에만 의존하여 행거보강근량을 결정하기 때문에 간접하중을 받는 RC 깊은보에 적용하기 위해서는 전단에 대한 안전성 확보가 검토되어야 한다.

3.2 전단파괴 방지를 위한 행거보강근 설계

앞 절에서 살펴본 바와 같이, CSA 기준에 따른 행거보강근 설계식은 교차하는 두 보의 밑면차이비만을 고려하여 보강근량을 산정하고 있어 간접하중을 받는 RC 깊은보에서 나타나는 전단강도 감소 특성을 직접적으로 반영하지는 못한다. 따라서, 간접하중으로 인하여 발생할 수 있는 이른 전단파괴를 방지하기 위해서는 전단 관점에서 요구되는 행거보강근량을 합리적으로 평가할 필요가 있다. 이 절에서는 간접하중을 받는 RC 깊은보의 전단저항 메커니즘을 고려하여 전단파괴 방지에 필요한 행거보강근량 산정에 관한 설계 개념을 제시한다.

간접하중을 받는 RC 깊은보의 설계전단강도는 피지지보로부터 전달되는 계수전단력 이상이어야 한다.

여기서, $V_{ni}$는 간접하중을 받는 RC 깊은보의 공칭전단강도이다.

CSA와 ACI 기준을 비롯한 현행 구조설계기준에서는 간접하중에 대한 보강을 위하여 행거보강근을 전단철근과는 별도로 추가하도록 요구하고 있다. 이는 간접하중에 따른 강도 감소를 전단철근이 아닌 행거보강근을 통하여 보완하도록 한 설계 개념으로 이해할 수 있다. 따라서, 간접하중을 받는 RC 깊은보의 공칭전단강도는 전단 관점에서 콘크리트와 행거보강근의 기여를 고려한 다음 식으로 표현할 수 있다.

여기서, $V_{ci}$는 간접하중을 받는 RC 깊은보의 콘크리트 전단기여분, $V_h$는 행거보강근의 전단기여분이다.

식 (2)와 식 (3)으로부터, 행거보강근의 설계전단강도는 다음과 같다.

행거보강근의 전단기여분 $V_h$는 CSA 기준(CSA Group, 2024)과 ^{Wight and MacGregor(2012)}의 제안에 근거하여 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $A_{sh}$는 Fig. 5에 나타낸 보강구간 내에 배근된 행거보강근의 총 단면적을 의미한다.

식 (4)와 식 (5)로부터, 간접하중으로 인한 RC 깊은보의 전단강도 감소를 방지하기 위하여 요구되는 행거보강근량은 다음 식과 같이 유도할 수 있다.

식 (6)으로부터, 간접하중에 의한 이른 전단파괴 방지를 위한 행거보강근량은 간접하중을 받는 RC 깊은보의 콘크리트 전단강도 $V_{ci}$를 안전측으로 평가함으로써 비교적 간단하게 산정될 수 있음을 확인할 수 있다. $V_{ci}$는 지지보의 전단 특성 뿐만 아니라 피지지보와의 상호작용 등 다양한 인자에 영향을 받는다. RC 깊은보의 전단강도에 대한 간접하중의 영향은 최근 들어 주목받고 있으나, 이에 대한 연구는 아직 제한적인 수준에 머물러 있다. 이 연구에서는 간접하중을 받는 RC 깊은보의 전단강도 감소를 방지할 수 있는 설계 개념과 함께, 향후 $V_{ci}$를 정량적으로 평가하기 위한 체계적인 후속 연구의 필요성을 강조한다.

4.1 적용성 평가를 위한 판별식

식 (6)은 간접하중을 받는 RC 깊은보의 전단강도 감소 방지를 위하여 요구되는 행거보강근의 설계전단강도를 의미하므로, CSA에서 요구하는 행거보강근의 설계전단강도인 식 (1)과의 비교를 통하여 전단에 대한 CSA 식의 적용 가능성을 검토할 수 있다. 즉, 식 (1)의 값이 식 (6)의 값보다 클 경우, CSA 기준에서 권고하는 행거보강근량이 간접하중을 받는 RC 깊은보의 전단보강 요구를 상회함을 의미하며, 이에 따라 다음과 같은 판별식을 유도할 수 있다.

이 판별식의 좌항은 직접하중 대비 간접하중으로 감소된 RC 깊은보의 전단강도비를 의미하므로, 직접 및 간접하중을 받는 무보강 RC 깊은보 실험결과를 이용하여 CSA 식의 전단에 대한 적용성을 검토할 수 있다.

4.2 실험결과를 이용한 적용성 평가

이 연구에서는 CSA 기준의 적용성을 검토하기 위하여 선행 연구(Lee, 2025)에서 수행된 간접하중을 받는 RC 깊은보의 전단실험 결과를 활용하였다. Table 1과 Fig. 7에 나타낸 바와 같이, 사용된 실험체는 교차된 두 보의 밑면차이비를 주요 실험변수로 설정하고 있어 CSA 기준의 적용성을 평가하기에 적합하다. 실험체의 콘크리트 압축강도는 24.9 MPa이며, 지지보인 큰보의 폭과 높이는 300 mm와 700 mm이다. 피지지보인 작은보의 폭은 큰보와 동일하게 300 mm인 반면, 높이와 밑면 위치는 Table 1에서와 같이 다양하다. T1 실험체는 직접하중을 받는 비교 실험체이며, T2∼T4 실험체는 밑면차이비가 0.5에서 0까지 단계적으로 변화시킨 실험체이다.

간접하중을 받는 실험체는 Fig. 7에 나타낸 바와 같이 큰보와 작은보가 교차하는 형태를 가지며, 큰보의 깊이에 대한 전단경간비($a/h$)는 1.5이다. 지지조건은 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 큰보를 단순지지하였으며, 하중은 작은보의 양단에 C자형 철제 프레임을 이용하여 가력하였다. 모든 실험체는 큰보에서 휨항복 이전에 전단파괴가 발생하였으며, 작은보에서는 휨 및 전단파괴가 관찰되지 않았다. 각 실험체의 전단강도는 Table 1에 나타내었으며, 실험방법 및 결과에 대한 보다 상세한 내용은 참고문헌^[11]을 참조하길 바란다.

Fig. 7. Details of specimens for verification of CSA Code

Fig. 8. Overview of experimental setup (Specimen T3)

식 (7)의 좌항은 실험에서 간접하중을 받는 실험체의 전단강도 감소율을 의미한다. Table 1에 나타낸 바와 같이, 피지지보가 지지보의 상부에서 교차하는 T2 실험체의 경우, 두 교차보의 밑면차이비 $h_b/h_1$와 전단에 대한 강도감소계수 $\phi$를 적용하여 식 (7)의 우항 값은 0.67로 계산된다. 반면, Table 1의 실험결과에 따르면 T1 대비 T2의 전단강도 감소비는 0.61로 나타나 식 (7)의 좌항 값이 우항 값보다 작은 것으로 확인되었다. 이는 CSA 기준에서 권고하는 행거보강근만으로는 간접하중에 의한 RC 깊은보의 전단강도 저하를 완전히 보완하기 어렵다는 것을 의미하며, 3.2절에서 제안한 전단에 대한 설계 개념을 바탕으로 행거보강근량을 산정할 필요가 있음을 나타낸다.

T3 실험체의 경우, Table 1에 나타낸 바와 같이 약 40%의 여유도를 가지며 식 (7)을 만족하는 것으로 확인되었다. 또한, T4 실험체와 같이 두 보의 밑면 차이가 없는 경우, CSA 기준 식 (1)에서는 피지지보로부터 전달되는 계수전단력 전체에 저항할 수 있는 행거보강근을 요구한다. 따라서, $V_{ci}$가 0이 아닌 일반적인 RC 깊은보의 경우, CSA 기준에 따라 산정되는 행거보강근량은 전단 관점에서 요구되는 행거보강근량을 항상 초과하게 된다. 다만, 행거보강근량이 아닌 보강구간 측면에서는 CSA 기준과 EC2 기준이 서로 상이하기 때문에 이에 대한 추가적인 검토가 필요하리라 판단된다. 또한, T2 실험체의 전단강도가 T1 실험체 대비 약 40% 감소한 실험 결과로부터, 일반보를 대상으로 피지지보의 밑면이 지지보의 중간 높이 이상인 경우 행거보강근을 요구하지 않는 ACI 기준의 하중전달 메커니즘은 간접하중을 받는 깊은보의 전단에 대해서는 적절히 설명하지 못함을 보여준다.

Fig. 9는 교차하는 두 보의 밑면차이비에 따른 소요 행거보강근량을 각 실험체별로 정리하여 나타낸 것이다. 이 그림에서 확인할 수 있듯이, 두 보의 밑면차이비 $h_b/h_1$가 증가할수록 CSA 기준에서 제안하는 행거보강근량은 선형적으로 감소하는 반면, 실험결과로부터 산정된 소요 행거보강근량은 비선형적인 경향을 보였다. 이는 전단에 영향을 미치는 영역이 접합부뿐만 아니라 지지보인 큰보의 전단경간에도 있는 반면, CSA 기준은 이를 고려하지 못하기 때문으로 판단된다. Fig. 9로부터 두 보의 밑면차이비가 0.5인 경우에는 CSA 기준에서 산정되는 행거보강근량이 전단강도 감소를 충분히 보강하지 못하는 반면, 밑면차이비가 0.25 이하인 경우에는 전단보강에 필요한 행거보강근량보다 최대 1.8배 많은 보강을 요구하고 있음을 확인할 수 있다.

Fig. 9. Required amount of hanger reinforcement

Fig. 9에 제시된 전단보강을 위한 소요 행거보강근량은 식 (6)의 $V_{ci}$를 실험결과로 대입하여 계산된 값임에 유의할 필요가 있다. 즉, 실제 설계 시에는 안전을 고려하여 실험결과보다 낮은 $V_{ci}$가 사용되므로, 식 (6)에 의한 전단보강을 위한 소요 행거보강근량은 Fig. 9에 제시된 값보다 증가하게 된다. 이로 인하여 CSA 기준에 따른 소요 행거보강근량이 소요 전단보강근량을 만족하지 못하는 구간은 더욱 확대될 것으로 예상되며, $V_{ci}$ 평가식 개발을 위한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

이 연구에서는 제한된 실험결과를 바탕으로 현행 구조설계기준의 적용성을 검토하였으며, RC 깊은보의 전단성능에 영향을 미치는 인자가 다양하다는 점을 고려할 때 보다 폭넓은 실험변수를 대상으로 한 추가적인 적용성 검토가 요구된다. 특히, 행거보강근의 보강구간에 따라 보강효과가 크게 달라질 수 있기 때문에 이에 대한 적용성 검토 또한 향후 연구에서 중요하게 다루어질 필요가 있다.