2.1 PC 벽체의 전단키 접합

Fig. 1은 수직 접합부의 접합 방식에 따른 두 가지 형상인 평면 접합(Plane Joint)과 전단키 접합(Shear Key Joint)의 구성을 보여준다. PC 벽체 구조물에서 수직 접합부는 구조적 안정성과 부재 간 일체성 확보에 핵심적인 역할을 수행하며, 이에 관한 다양한 연구가 진행되어 왔다. 초기에는 별도의 가공 없이 접합면이 평면으로 형성되는 단순한 접합 방식이 일반적이었다. 그러나 이 방식은 접합면에서 슬립(slip)이 쉽게 발생하여 부재 간 일체성을 저해하고, 전단 성능 및 초기 강성 확보에 불리하게 작용하는 한계를 지닌다.

이러한 한계를 극복하기 위해 접합면 형상의 개선에 관한 연구가 활발히 이루어졌으며, 그중 전단키를 적용한 접합 방식이 효과적인 대안으로 제시되고 있다. 전단키 접합은 접합면의 일부를 사다리꼴 형상의 홈(groove)으로 가공하여 기계적 맞물림을 유도함으로써 전단력을 전달하는 방식이다. 이 방식은 슬립을 효과적으로 억제하고, 초기 강성과 구조적 연속성을 동시에 확보할 수 있어 접합부의 전단 저항 성능을 현저히 향상시킨다.

^{Hansen et al.(1974)}은 전단키가 경계면의 슬립을 억제하여 초기 일체성을 확보하지만, 하중 증가 시 전단키 부근에서 손상이 먼저 발생할 수 있다고 보고하였다. ^{Biswal et al.(2019)} 역시 전단키 형상이 접합부의 초기 강성과 전단 저항력을 높이며, 접합부 거동에 직접적인 영향을 미친다고 분석하였다. Fig. 2는 전단키 접합부에서 나타날 수 있는 다양한 파괴 형상으로 전단파괴(shear failure), 지압파괴(bearing failure), 미끄러짐파괴(slip failure), 사인장파괴(diagonal tension failure) 등이 관찰되며, 이러한 문제를 해결하기 위해 수평 철근을 보강하는 방식이 주로 적용된다. 특히 Fig. 2(e)에 나타난 바와 같이, 철근이 보강된 접합부에서는 수평 철근의 다웰 작용(dowel action)과 압축대(strut)의 저항 메커니즘이 복합적으로 작용하여 접합부의 전단 저항력과 내구성을 크게 향상시킨다^{(Cho 1996)}.

Fig. 1 Configuration of vertical joint

Fig. 2 Failure modes of the vertical joint ^{(Bakhom et al. 1990)}

^{Serette(1988)}은 전단키를 적용할 경우, 최대 전단 강도가 최대 60 %, 잔류 전단 강도는 최대 25 %까지 증가한다고 보고하였다. 또한 전체 접합부가 일체로 거동함에 따라 파괴 발생 이후에도 전단키의 일부가 전단 저항에 기여함을 확인하였다. 그러나 이러한 성능은 전단키의 기하학적 형상과 재료 특성 등 여러 인자에 의해 영향을 받는다. Fig. 3에 제시된 전단키의 단면 및 입면 형상에 따르면, 전단키의 높이($L$)와 깊이($d$)의 비가 최소 0.15 이상일 경우 충분한 전단 내력을 기대할 수 있다. 또한 전단키의 경사각($\alpha$)이 50°보다 작을 경우 슬립이 억제되며, 특히 20°~25° 사이에서는 상대적으로 우수한 전단 성능을 나타낸다고 보고되었다^{(Roh 1993)}.

Fig. 4는 전단키의 평면 형상 종류를 나타낸 것으로, 전단키는 리브가 없는 개방형(open joint)과 리브가 있는 폐쇄형(closed joint)으로 구분된다. ^{Biswal et al.(2017)}은 리브가 접합면의 강성을 증가시켜, 폐쇄형 전단키가 개방형 전단키 대비 더 높은 균열 하중을 가지는 것으로 보고하였다.

Fig. 3 Configuration of shear key

Fig. 4 Types of vertical shear-keyed joint ^{(Biswal et al. 2019)}

2.2 전단강도 기준

Table 1은 PC 벽체의 수직 접합부에 대한 현행 국내외 전단강도 설계 기준들을, Table 2는 설계기준에서 제시하는 매끄러운(smooth) 계면과 거친(rough) 계면에 대한 전단 마찰 계수를 비교한 것이다.

국내 설계기준인 KDS 41 20 10^{(MOLIT 2024)}은 ^{ACI 318 (2025)}의 전단마찰 이론을 배경으로 구성되고 있으나^{(Lee et al. 2019),} 전단키가 설치되는 PC 벽체 접합부의 구조적 특성을 반영하여 수직 접합부의 전단강도를 전단키의 저항 및 수평 보강근의 마찰 저항을 함께 고려하는 발전된 방식으로 제시하고 있다. 전단키의 전단강도는 접합부 그라우트의 전단강도($V_{cj}$), 전단키 콘크리트의 전단강도($V_{ck}$), 전단키의 지압강도($P_{cj}$) 중 가장 작은 값을 기준으로 산정되며, 여기에 전단마찰 보강근의 저항을 더하여 최종 전단강도가 결정된다. 이때 각 변수는 다음과 같이 정의된다. 단위중량계수($\lambda$)는 콘크리트 종류에 따라 보통중량(1.0), 모래경량(0.85), 전경량(0.75)으로 구분되며, 그라우트 압축강도는 $f_g$, 콘크리트와 그라우트 압축강도 중 낮은 값을 $f_u$로 정의된다. 유효 전단면적($A_J$)은 접합부 폭($t_J$)과 길이($h$)의 곱이며, 지압면적($A_V$)은 전단키의 폭($t$)과 깊이($d$)의 곱으로 정의된다. 수평 보강근에 의한 전단마찰 저항은 $A_{vf}$, $f_y$, $\mu$, $\alpha$로 구성되며, 보강근 항복강도는 최대 400 MPa로 제한된다. 이처럼 KDS 기준은 기계적 맞물림 효과와 마찰 저항을 함께 반영하여, 수직 접합부의 실제 구조적 거동을 보다 정확하게 평가할 수 있도록 설계되어 있다.

미국의 ACI 318 기준은 서로 다른 시간에 타설된 콘크리트 계면에서의 전단 전달을 평가할 때, 전단마찰 이론을 전적으로 반영하여 수평 보강근의 기여를 최대로 반영한다. 이 기준에서 사용되는 주요 변수는 $A_{vf}$, $f_y$(최대 420 MPa), $\mu$(마찰계수), $\alpha$(기하학적 각도), $f_c'$(압축강도), $A_{cv}$(전단면 면적) 등이며, 보강근의 기계적 저항만을 전단 전달 수단으로 간주하는 단순한 설계 접근을 취하고 있다. 콘크리트의 전단강도나 전단키 등의 기계적 요소는 설계식에 포함되지 않는다.

Eurocode 2^{(CEN 2004)}는 ACI보다 더 복합적인 접근을 취한다. 전단 저항 산정 시 계면의 부착력, 마찰력, 철근 기여도를 모두 고려하며, 계면 거칠기에 따라 결정되는 계수 $c$와 $\mu$, 수직 응력 $\sigma_n$, 인장강도 $f_{ctd}$, 압축강도 $f_{cd}$, 항복강도 $f_{yd}$(최대 600 MPa 허용), 강도 저감계수 $\nu$, 유효 단면적 $A_{cv}$ 등이 포함된다. Eurocode는 실제 계면의 기계적 특성과 재료 성능을 균형 있게 반영하여, 전단 전달 거동을 보다 정밀하게 예측할 수 있도록 구성되어 있다.

이와 유사하게, fib Model Code 2010^{(CEB 2010)}은 Eurocode 2⁽²⁰⁰⁴⁾의 틀을 유지하되, 보다 정교한 구조 거동을 반영하기 위해 보강근의 휨에 따른 다웰 작용과 골재 간 기계적 맞물림 효과를 추가적으로 고려한다. 주요 계수로는 골재 맞물림 계수($C_r$), 다웰 작용 계수($\kappa_1$), 마찰계수($\mu$), 휨 저항 계수($\kappa_2$), 압축 스트럿 강도 계수($\beta_c$), 강도 저감계수($\nu$)가 있으며, 기타 변수는 Eurocode 2(2004)와 동일하다. fib Model Code⁽²⁰¹⁰⁾는 전단 전달 메커니즘을 단순한 마찰 기반에서 벗어나, 철근의 비선형 거동 및 콘크리트의 균열 발생 양상까지 통합적으로 반영하는 고도화된 모델로 평가된다.

한편, 캐나다의 CSA A23.3^{(CSA 2014)}은 전단 전달 메커니즘을 콘크리트 계면의 응집력, 부착력, 마찰력, 그리고 철근의 기여도의 합으로 정의하고 있다. 여기서도 계면 거칠기 상태에 따라 결정되는 계수 $c$와 $\mu$, 보강근의 항복강도 $f_y$(최대 500 MPa), 응력과 마찰력의 상한값은 콘크리트 압축강도에따라 제한된다. 이처럼 CSA 기준은 다양한 저항 메커니즘을 통합적으로 반영하면서도, 콘크리트 재료의 특성과 안전성을 동시에 고려하는 보수적인 설계 접근을 취한다.

대부분의 현행 설계기준은 전단마찰 이론을 기반으로 하며, Fig. 5에 전단마찰 이론을 톱니형 모델로 도식화하여 나타내었다. 전단마찰 이론은 경화된 콘크리트에 새로운 콘크리트를 타설한 접합면에서의 하중 전달 관계를 설명한다. 균열이 형성된 콘크리트 접합면에 압축 및 전단력의 작용으로 평행 변위뿐만 아니라 슬립과 접합부가 벌어지는 현상이 발생한다. 이때, 구조체에 발생하는 균열 및 미끄러짐 방지를 위해 전단면의 수직방향으로 철근을 보강한다. 이 보강근에 인장력이 유도되어 클램핑력이 형성되며, 이는 다시 접합부 내에서 콘크리트의 압축력을 유도한다. 이러한 메커니즘으로 발생하는 마찰력 및 철근의 다웰 작용에 의해 전단력이 전달된다^{(Birkeland and Birkeland 1966; Santos and Júlio 2012)}. 이 이론에 기반한 설계식은 마찰력과 철근의 기여를 주로 고려하며, 접합면을 관통하는 보강근의 배치 각도에 따라 두가지 형태로 구분된다. 식 (1)은 보강근이 전단면과 직각($\alpha$=90°)일 때, 식 (2)은 보강근이 전단면과 일정한 각도($\alpha$＜90°)를 이룰 때의 전단강도를 나타낸 것이다.

여기서, $A_{vf}$는 수평 보강근의 단면적, $f_y$는 항복강도, $\mu$는 마찰계수, $\alpha$는 보강근과 전단면 사이의 각도를 의미한다.

그러나 각 전단 설계 기준은 전단 전달 메커니즘에 대한 해석 방식과 반영 요소에 차이가 있으며, 전단키의 유무, 보강근 배치 각도, 마찰력 외 기계적 맞물림 및 접합부 형상 등의 고려 여부에 따라 평가 결과가 상이하다. 최근 연구에서는 PC 벽체의 습식 수직 접합부와 같이 부재와 부재 사이에 접합 모르타르 또는 그라우트가 존재하는 경우에 부재의 단일 계면 사이의 마찰로부터 전단 저항이 발생한다고 가정하는 전단마찰 이론만으로는 전단 전달 메커니즘을 설명하는데 한계가 있음을 지적하고 있다. Fig. 6에 두 접합부의 전단 거동 차이를 나타내었으며, Fig. 6(a)는 기존 전단마찰 이론의 단일 계면을, Fig. 6(b)는 PC 벽체의 습식 수직 접합부의 계면을 형상화한 것이다. 단일 계면의 접합부는 계면을 따라 파괴가 집중되는 반면, PC 구조물의 습식 수직 접합부는 두 부재 사이의 모르타르 및 전단키를 통해 전단력이 분산되며, 철근의 복합적인 거동을 유발한다.

^{Zhao et al.(2021)}은 프리캐스트 콘크리트 구조물 접합부에 대한 연구의 대부분이 콘크리트 접합(신·구 콘크리트 간)의 부착 성능에 초점을 두는 반면, PC 구조물 접합부의 일반적인 형태인 그라우트 슬리브 접합(콘크리트-그라우트-콘크리트) 형식에 대한 새로운 전단 전달 메커니즘과 전단 내력 산정 방법이 필요하다고 주장하였다. ^{Li et al.(2024)}이 콘크리트 접합부와 그라우트 슬리브 접합부 비교 실험을 진행한 결과, 전단 전달 메커니즘은 단일 계면의 전단 거동만으로 설명되지 않으며, 접합부 형상 및 계면의 조건 등에 따라 서로 다른 파괴 메커니즘이 발생한다고 보고하였다. 또한 전단마찰 이론 기반 전단강도 산정식에는 철근의 꺾임(kinking) 현상을 주요 거동으로 가정하지만, 실제 PC 구조물에서는 두 부재 사이 일정한 두께를 가지는 그라우트에 의해 하중의 편심이 발생하여 철근에 휨모멘트가 발생할 가능성이 존재하여 철근의 거동을 꺾임 현상으로 정의하기에 충분하지 않다^{(Randl 2007)}. 이러한 거동은 PC 구조물 습식 수직 접합부의 구조적 특성이 단일 계면을 전제로 하는 전단마찰 이론으로는 설명되기 어려움을 의미한다. 따라서 이를 보완할 복합모델 기반의 PC 구조물의 습식 수직 접합부 전단강도 설계 접근이 요구된다.

Fig. 5 Shear friction theory and saw-tooth model ^{(Birkeland and Birkeland 1966)}

Fig. 6 Shear transfer mechanisms

3.1 실험체 선정

본 연구에서는 1990년대부터 2025년까지 수행된 선행 실험 중, 전단키를 갖는 PC 벽체 수직 접합부에 대해 단조 가력으로 수행된 63개의 실험체 데이터를 분석하였다. 분석의 주요 목적은 현행 KDS 41 20 10^{(MOLIT 2024)}을 포함한 다섯 가지 주요 설계기준식의 적용 한계 및 예측 정확성을 파악하는 데 있다. 사용된 실험체 목록은 부록(Appendix)에 제시하였다. ^{Seo et al.(2023)}에 따르면 최대 전단강도 도달 시점에서 수평 보강근은 항복변형률의 약 40~50% 수준에 머무르는 것으로 나타났다. 이에 따라, 본 연구에서는 전체 63개 실험체 중 보강근에 변형률 게이지가 설치되어 보강근 거동을 정량적으로 확인할 수 있는 21개 실험체를 선별하여, 전단 작용 중 수평 보강근의 실제 거동 특성을 분석하였다.

3.2 전단강도 설계식 평가

3.2.1 실험체 전단강도 비교

Fig. 7(a)는 실험값($V_{exp}$) 대비 각 설계기준의 설계 전단강도($V_n$)를 비교한 산점도를 나타낸 것이다. Fig. 7(b)는 실험값 대비 설계 전단강도의 비율에 대한 중앙값(median)과 사분위 범위(interquartile range, IQR)를 함께 나타내어, 각기준의 예측 편향성과 신뢰도를 통계적으로 비교하였다. IQR은 분포의 중심으로부터 데이터가 얼마나 퍼져 있는지를 나타내는 지표로, 신뢰도를 평가하는 데 유용하다^{(Whaley 2005)}.

KDS 41, ACI 318, Eurocode 2는 전반적으로 유사한 분포를 보이나, KDS 41의 경우 다수의 점이 기준선($x=y$) 위에 위치하면서 실험값보다 설계값이 큰 경향을 보여 전단강도를 과대평가하는 경향이 뚜렷하게 나타났다. 반면, fib Model Code 2010은 대부분의 점이 기준선 하부에 분포하여 실험값이 설계값보다 큰 경향을 보이며 전단강도를 과소평가하는 양상을 보였다. CSA A23.3은 대부분의 실험값이 기준선 위에 분포를 보이는 동시에 점들의 산포가 가장 넓게 나타나 예측의 일관성 및 안정성이 가장 낮은 것으로 판단된다. 한편, 산점도만으로 경향을 명확히 파악하기 어려운 ACI 318과 Eurocode 2는 Fig. 7(b)의 중앙값 및 IQR 분석을 통해 그 예측 특성을 보완적으로 평가하였다.

중앙값과 IQR 분석 결과, ACI 318은 중앙값이 0.73으로 1보다 작게 나타나 기준적으로 실험값에 비해 과소평가하는 경향을 보였으며 IQR 0.56은 큰 편에 속해 낮은 예측 신뢰도를 보인다. Eurocode 2는 중앙값이 1에 가장 근접하고 IQR이 0.55로 예측 정확성은 우수하지만 신뢰도는 낮은 것으로 평가되었다. KDS 41의 IQR은 큰 편에 속해 예측 변동성이 높은 것으로 분석되는 반면, fib MC 2010은 IQR이 가장 작게 나타나 다른 기준보다 우수하지만 0.5에 근접한 것으로 객관적 우수성은 뛰어나지 않다. 또한, CSA A23.3은 중앙값이 가장 크고 IQR 또한 가장 크게 나타나, 설계강도의 과대평가 경향과 함께 예측 신뢰도 측면에서도 다섯 기준 중 가장 낮은 성능을 보였다.

Table 3은 각 설계기준에 대한 회귀 분석 결과를 종합하여 예측 성능을 정량적으로 평가한 것이다. MAE(mean absolute error)와 RMSE(root mean square error)는 각각 평균 절대 오차와 제곱근의 평균 오차를 나타내며, 예측값과 실제값 사이의 평균적인 오차 크기를 평가한다. 또한, 결정계수($R^2$)는 모델의 정확도를, 피어슨 상관계수($r$)는 설계값과 실험값 간의 선형 상관성을 나타낸다. 분석 결과, ACI 318에서 MAE=47.56, RMSE=67.89로 가장 낮은 오차와 가장 높은 $R^2$(=0.66) 및 $r$(=0.83)을 보여 전단강도 예측 정확도와 설명력이 가장 우수한 것으로 나타났다. 이는 수평보강근의 구속효과로 인해 전단마찰 이론을 기반으로 단순하게 전단강도를 평가하는 ACI 318이 가장 우수한 예측력을 보인다고 설명할 수 있다. KDS와 CSA는 유사한 경향을 보이며 $R^2$이 각각 0.57 및 0.56인 것으로 비교적 안정적인 예측 성능을 보인다. 반면, Eurocode 2의 MAE(=48.77)는 다른 기준들과 유사하나 RMSE(=82.04)가 상대적으로 큰 편에 속하고, $R^2$=0.50, $r$=0.73으로 앞선 기준들에 비해 예측 성능이 떨어지는 것으로 평가된다. fib Model Code 2010은 다른 설계기준 대비 MAE와 RMSE가 약 20 이상 크게 나타났으며, 가장 낮은 $R^2$(=0.25) 및 $r$(=0.50)을 보여 예측 정확도와 설명력이 전반적으로 제한적인 수준으로 평가된다.

Fig. 7 Comparison of test results and code-based shear strength prediction

Table 3 Overview of regression metrics by code

Code	MAE	RMSE	R2	r
KDS 41	48.29	76.39	0.57	0.75
ACI 318	47.56	67.98	0.66	0.83
Eurocode 2	48.77	82.04	0.50	0.73
fib Model Code 2010	66.8	100.84	0.25	0.50
CSA A23.3	48.49	76.92	0.56	0.76

3.2.2 전단강도 설계식 변수 기여도 분석

설계 기준별 주요 영향 인자를 파악하고 설계강도 예측 편향의 원인을 규명하기 위해, 릿지 회귀(ridge regression) 및 SHAP(shapley additive explanation) 분석을 수행하였다. Fig. 8(a)는 릿지 회귀 결과로, 변수 간 높은 상관성 문제를 보완한 상태에서 설계식 자체가 반영하는 변수별 상대적 영향도를 회귀 계수 형태로 제시하였다^{(McDonald 2009)}. 한편 Figs. 8(b)~(f)는 설계식을 기반으로 계산된 전단강도를 학습한 머신러닝 모델에 대해 SHAP 분석을 수행한 결과로, 각 설계 기준별 변수들이 해당 설계식의 전단강도 예측에 기여하는 방향성과 기여 정도를 시각화한 것이다^{(Takefuji et al. 2025)}. 분석에 사용된 주요 변수는 총 8개이며, 콘크리트 압축강도($f_c$), 접합부의 유효 전단면적($A_j$), 전단키의 개수($n$), 전단키 각도($\alpha$), 전단키 면적($A_{sk}$) 및 체적($V_{sk}$), 철근비($\rho$), 보강근의 항복강도($f_y$) 등이다. 이때 콘크리트 압축강도는 PC 벽체와 그라우트 중 더 낮은 값을 채택하였고, 전단키 체적은 면적에 깊이를 곱해 산정하였다. 철근비는 접합부 면적에 대한 보강근의 단면적 비율로 정의하였다.

릿지 회귀 분석 결과, ACI 318 기준은 철근비의 영향이 가장 지배적으로 나타났으며, 그 뒤를 이어 접합부 면적, 전단키 면적, 콘크리트 압축강도의 영향이 비슷한 수준으로 분석되었다. 이는 ACI 기준이 철근에 의한 기계적 저항을 주요 전단 저항 메커니즘으로 반영하고 있음을 보여준다. KDS 41, Eurocode 2, CSA A23.3의 경우에는 전단키 면적과 접합부 면적이 상대적으로 큰 영향을 미쳤으며, 전반적으로 변수 간 영향도 분포는 비교적 균형 있게 나타났다. KDS 41은 철근과 전단키 및 콘크리트 저항을 함께 고려하는 복합적인 구조이며, Eurocode 2와 CSA A23.3은 철근의 기계적 저항에만 의존하기보다 접합부 구성 요소인 접합부 형상 또는 계면 조건 등을 주로 반영하는 구조임을 나타낸다. fib MC 2010의 경우 접합부 면적이 가장 큰 영향을 보였고, 이어서 콘크리트 압축강도와 전단키 면적이 중요한 변수로 분석되었다. 이는 fib MC 2010이 Eurocode 2와 유사한 설계 구조를 가지면서도 골재 맞물림 효과를 추가로 반영한다는 데에서 발생한 차이점으로 분석된다.

SHAP 분석 결과도 릿지 회귀 결과와 유사한 경향을 보였다. ACI 318 기준에서는 철근비가 예측에 가장 큰 영향을 미치는 변수로 확인되었으며, 철근비가 높아질수록 SHAP value가 증가하는 경향을 보여 설계강도가 과대평가되는 원인을 제공함을 확인할 수 있었다. Eurocode 2 또한 ACI 318과 비슷한 경향을 보였다. 그러나 ACI 318과는 다르게 접합부 면적이 가장 크게 기여하는 것으로 나타났다. 반면, KDS 41, CSA A23.3은 특정 변수에 과도하게 의존하기보다는 다양한 변수 간 상호작용에 따라 예측 경향이 결정되는 것으로 나타났다. 특히, CSA A23.3의 경우 SHAP 값의 분산도와 변수 기여도가 고르게 분포되어 있어, 예측 변동성은 크지만, 예측 메커니즘은 다수의 변수의 상호작용에 기반함을 시사한다. KDS 41은 접합부의 면적과 철근비가 유사하게 영향을 미치고 그 뒤를 압축강도와 전단키의 체적이 따른다. fib Model Code 2010에서는 접합부 면적과 콘크리트 압축강도가 예측에 가장 큰 영향을 주는 변수로 확인되었다. 모든 규준에서 전단키의 각도와 보강근의 항복강도는 설계강도 예측에 기여하지 않는 것으로 나타났다.

릿지 회귀와 SHAP 분석을 통해 KDS 기준 설계식 주요 영향 변수의 예측 타당성을 평가한 결과, 두 기법에서 상이한 경향이 나타났다. 이는 KDS 설계식이 각 변수의 실제 거동을 충분히 반영하지 못할 가능성을 시사하며 추가적인 해석이 필요함을 의미한다.

Fig. 8 Importance analysis in shear strength prediction

3.3 수평보강근의 거동

수집한 63개의 실험체 중 21개를 선별하여, 총 57개의 수평보강근에 부착된 스트레인 게이지를 통해 보강근의 변형 정도를 측정하였다. Fig. 9는 각 철근이 실험 중 최대 전단강도에 도달했을 때, 해당 철근의 변형률이 항복변형률 대비 도달한 비율을 백분율로 나타낸 분포이다. 분석 결과, 57개의 보강근 중 항복변형률의 80 % 이상에 도달한 경우는 18개에 불과하였다. 이는 수평보강근이 전단 저항 시 대부분 항복변형률에 도달하지 못함을 시사하며, 현행 설계 기준에서 철근의 항복강도를 그대로 적용하는 것이 실제보다 철근 기여를 과대평가하고 있다고 해석 가능하다.

선행 연구 ^{Yun et al.(2024)}는 최대 하중에서 철근의 변형률이 항복변형률에 도달하지 못하는 것을 통해 KDS 설계식이 부재의 거동을 설명하지 못함을 규명하였다. 따라서 본 연구는 두 분석의 상이한 결과와 선행 연구를 기반으로 철근 전단 기여 중심으로 KDS 설계식을 검토하고자 한다.

Fig. 10은 수직 접합부에서 전단력에 저항하는 수평 보강근의 변형 및 항복 메커니즘을 설명한 것이다. 현행 기준식은 철근의 단순 꺾임($d$)을 전제로 항복 기여도를 산정하지만, 실제 접합부는 불연속적인 형상이며 철근의 한쪽 끝이 그라우트에 매립되어 있어, 철근이 휨에 의한 거동을 보일 가능성이 크다. Fig. 10(a)는 철근의 휨 변형을 나타낸 것으로, 전단력이 철근의 중앙부에 작용한다는 점을반영하여 Fig. 10(b)와 같은 휨 메커니즘으로 해석할 수 있으며, 이에 따라 식 (3)과 같은 보정식이 도출된다. 해당 식은 철근 항복 면적($A_s f_y$)과 철근의 형상비($d_b/l$)에 기반해 산정된다.

도출한 수정식을 바탕으로, KDS 기준의 철근 기여 항을 휨거동으로 대체하여 산정한 값($V_{nKDS^*}$)과 기존 KDS 기준에 따른 철근 기여 항($V_{n\_KDS}$)을 비교하였으며, Fig. 11은 결과를 나타낸 것이다. 분석에는 전체 63개의 실험체가 활용되었다. Fig. 11(a)에 따르면, 기존 KDS 기준은 대부분 기준선 위에 위치하여 전단강도를 과대평가하는 경향을 보인 반면, 수정식($V_{nKDS^*}$)은 과소평가 경향을 나타내며 기준선 하부에 분포하였다. Fig. 11(b)는 실험 결과와 예측 설계강도의 평균($\overline{V}$)과 차이($\Delta V$)를 비교한 그래프로, $V_{nKDS^*}$에서는 $\overline{V}$가 증가할수록 $\Delta V$도 증가하는 비례 관계가 나타나, 전단 수준이 높을수록 과소평가 경향이 더욱 두드러진다는 점을 시사한다.

반면, $V_{nKDS}$의 경우 $\overline{V}$가 음수인 경우가 많아 전단강도를 과대평가하는 경향이 뚜렷하며, 일부 구간에서는 $\overline{V}$와 $\Delta V$간의 비례성이 확인되었으나, 전체적으로 변동성이 큰 것으로 나타났다. Fig. 11(c)에서는 $V_{nKDS}$의 중앙값이 1.0을 초과하고 산포가 약 3.0까지 확장되어 있어 과대평가 경향과 함께 예측 신뢰성이 낮음을 보여준다. 반면 $V_{nKDS^*}$는 중앙값이 1.0 미만이며, 박스와 산포의 범위가 짧아 밀집도가 높고 예측 신뢰성이 높은 것으로 해석된다. 즉, 기존 KDS 기준은 전단강도를 과대평가하는 경향이 강하지만 예측의 일관성이 낮은 반면, 수정된 식은 다소 비보수적인 평가를 제공하지만, 예측 신뢰성은 우수한 것으로 나타났다.

Fig. 9 Number of reinforcements by normalized yield strength

Fig. 10 Dowel action mechanisms ^{(Paulay et al. 1974)}

Fig. 11 Evaluation of modified shear strength model based on KDS 41