5m SLIMBOX (B-1 & C-1) 하중–처짐 실험 보고서

1. 개요
2. 시험체 및 단면 특성
3. 실험 방법
4. 설계하중 산정
5. 수정 단면 기준 설계하중 산정 근거
6. 하중–처짐 그래프
7. 구조 거동 분석
7.2 일반철근 거동 분석
7.3 중공철근 거동 분석
8. 핵심 Insight 및 원인 분석
9. 설계 관점 평가
10. 개선 방향 및 모델 제안
11. 결론

1. 개요

본 보고서는 5m SLIMBOX 보의 하중–처짐 실험 결과를 이론곡선과 비교하고, 설계 기준선 및 단면 항복기준과의 관계를 검토하여 구조적 성능을 평가하기 위해 작성되었다.

본 보고서에서 665 kN / 712 kN은 단면의 부모멘트 기준 강재 항복하중으로 사용하며, 동시에 그래프 비교를 위한 대표 설계 기준선으로 해석한다.

2. 시험체 및 단면 특성

항목	값
부재 규격	SB-378×350x6x12-6HD32
단면적 A	136.1 cm²
단면2차모멘트 I	29,263.0 cm⁴
상부 Zx	1,495.0 cm³
하부 Zx	1,602.0 cm³
콘크리트 충진 합성 A	269.5 cm²

상부와 하부 단면계수가 상이하므로 부모멘트 기준 상부측 Zx가 설계 지배조건이 된다.

[그림 1] 2번 시험체 단면 개념도 및 주요 치수

2.1 시험체 구성의 특징

본 시험체는 SB-378×350 계열의 SLIMBOX 단면을 기본으로 하며, 6-HD32 철근이 포함된 합성 단면으로 구성된다. 상부와 하부의 형상이 비대칭이므로, 정모멘트와 부모멘트에서 적용되는 단면계수가 서로 다르게 나타난다. 이 점은 단면 성능 해석과 설계하중 산정에서 매우 중요한 전제가 된다.

2.2 단면 특성의 해석 의미

항목	구조적 의미
단면적 A	강재 단면의 기본 저항 능력을 나타내며 축방향 및 전반 강성 해석의 기초값이 된다.
단면2차모멘트 I	휨강성과 직결되며, 초기 하중–처짐 거동을 지배하는 대표 지표이다.
상부 Zx	부모멘트 기준 휨저항 산정에 사용되며, 본 보고서의 665 kN / 712 kN 설계기준선 산정의 기준값이 된다.
하부 Zx	정모멘트 기준 휨저항 산정에 사용되며, 부모멘트 기준과 비교할 때 상대적 차이를 확인하는 기준이 된다.
콘크리트 충진 합성 A	합성 효과를 반영한 유효 단면 규모를 보여주며, 실제 실험체 거동이 단순 강재 해석보다 유리해질 수 있음을 시사한다.

특히 상부 Zx가 하부 Zx보다 크게 산정되므로, 본 시험체는 부모멘트 방향에서 더 큰 항복모멘트를 확보한다. 따라서 설계하중 기준선(665 kN / 712 kN)은 상부측 단면계수를 기준으로 해석하는 것이 타당하다.

2.3 실험체별 최대하중 및 극한모멘트 결과

실험체별 최대하중 및 극한모멘트 요약

구분	시험체	횡시험 최대하중 (kN)	실험 극한모멘트 (kN·m)	실험 극한모멘트 평균값 (kN·m)
철근없음	A-1	745	596	603
	A-2	754	603
	A-3	762	610
중공철근	B-1	1212	970	979
	B-2	1221	977
	B-3	1237	990
일반철근	C-1	1499	1,199	1,199
연결부 (중공철근)	CN-1	796	637	642
연결부 (중공철근)	CN-2	810	648	642

[그림 2] 실험체별 최대하중 및 극한모멘트 결과

실험 결과를 보면 중공철근 계열은 최대하중 약 1212~1237 kN, 극한모멘트 평균 약 979 kN·m 수준을 보였고, 일반철근 계열은 최대하중 약 1499 kN, 극한모멘트 평균 약 1,199 kN·m 수준으로 나타났다. 이는 뒤에서 제시하는 하중–처짐 그래프의 최대하중 비교 결과와도 일관된다.

3. 실험 방법

항목	내용
시험 길이	약 5.0 m
지점조건	단순지지
가력방식	3등분 2점가력
측정항목	하중(kN), 처짐(mm)
비교군	Theory fc=30 MPa, Theory fc=21 MPa, Hollow Rebar, Normal Rebar

3.1 하중 재하 방식의 의미

[그림 2] 3등분 2점가력(제3점 재하) 개념도

본 시험은 3등분 2점가력(제3점 재하) 방식으로 수행하였다. 총하중 P는 두 가력점에 대칭으로 분배되며, 각 점하중은 P/2로 작용한다. 이 방식에서는 두 가력점 사이에 순수휨구간이 형성되어, 단면의 휨거동과 항복 시점을 비교적 명확하게 평가할 수 있다. fileciteturn3file0

3.2 0.8 계수의 해석 배경

3등분 2점가력에서 최대모멘트는 M_max = P L / 6 스팬 L = 4.8 m를 대입하면 M_max = P × 4.8 / 6 = 0.8P

따라서 단면에서 먼저 계산한 항복모멘트 M을 총하중 P로 환산할 때에는 P = M / 0.8 관계를 사용한다. 즉, 0.8은 임의의 보정계수가 아니라 3등분 2점가력의 최대모멘트 식에서 유도된 값이다. fileciteturn3file0

3.3 실험에서 중점적으로 본 항목

평가 항목	주요 확인 내용
초기 강성	설계하중 이전 구간에서 하중 증가에 따른 처짐 응답의 기울기
1차 항복	하중–처짐 곡선에서 항복이 시작되는 변위 수준
최대하중	각 시험체가 도달한 최대 지지하중과 이후 감소 양상
연성 거동	최대하중 이후 하중 유지 능력과 변형 지속성
이론 대비 차이	실험곡선과 이론곡선의 편차 및 복합효과 반영 가능성

요약하면, 본 실험 방법은 단면 항복모멘트와 총하중의 관계를 직접 연결할 수 있는 방식이며, 그 결과가 665 kN / 712 kN 설계기준선의 해석과 그래프 비교에 그대로 사용된다. fileciteturn3file0

4. 설계하중 산정

설계하중은 수정 단면(SB-378×350x6x12-6HD32)의 단면계수와 강재 항복강도를 이용하여 산정하였다. 스팬 4.8 m 조건의 3등분 2점가력에서 최대모멘트는 Mmax = 0.8P로 환산하였다.

부모멘트 기준 M_y,neg = F_y × Zx,top = 355 N/mm² × 1,498,188.29 mm³ = 531.86 kN·m P_neg = M_y,neg / 0.8 = 531.86 / 0.8 = 664.83 kN ≈ 665 kN 정모멘트 기준 M_y,pos = F_y × Zx,bottom = 355 N/mm² × 1,604,122.16 mm³ = 569.46 kN·m P_pos = M_y,pos / 0.8 = 569.46 / 0.8 = 711.83 kN ≈ 712 kN

따라서 수정 단면 기준 설계하중은 부모멘트 665 kN, 정모멘트 712 kN으로 정리한다.

기준선	하중	해석 의미
사용하중	480 kN	초기강성 및 사용성 비교 기준
설계하중 (Negative)	665 kN	부모멘트 기준 강재 항복 총하중
설계하중 (Positive)	712 kN	정모멘트 기준 강재 항복 총하중

기존의 630 kN은 이전 단면 기준에서 사용하던 값이며, 본 보고서에서는 수정 단면(6-HD32) 기준으로 산정한 665 kN과 712 kN을 적용한다.

5. 수정 단면 기준 설계하중 산정 근거

본 보고서의 설계하중 기준은 임의의 비교선이 아니라, 수정 단면(SB-378×350x6x12-6HD32)의 강재 항복모멘트를 3등분 2점가력 총하중으로 환산한 값이다.

5.1 사용한 기본 조건

항목	값	비고
스팬	4.8 m	단순보 가정
가력 방식	3등분 2점가력	제3점 재하
강재 항복강도	Fy = 355 MPa	사용 값
상부측 단면계수	Zx,top = 1,498,188.29 mm³	부모멘트 기준
하부측 단면계수	Zx,bottom = 1,604,122.16 mm³	정모멘트 기준

5.2 계산 절차

부모멘트 기준 M_y,neg = 355 × 1,498,188.29 = 531,856,843 N·mm = 531.86 kN·m P_neg = 531.86 / 0.8 = 664.83 kN ≈ 665 kN 정모멘트 기준 M_y,pos = 355 × 1,604,122.16 = 569,463,367 N·mm = 569.46 kN·m P_pos = 569.46 / 0.8 = 711.83 kN ≈ 712 kN

5.3 설계기준선과 이론 항복점의 구분

그래프에는 두 종류의 기준이 함께 표시된다. 하나는 수정 단면 기준으로 산정한 설계하중 기준선으로서 Negative 665 kN, Positive 712 kN이며, 다른 하나는 각 이론곡선 내부 계산으로부터 도출된 항복점(Yield)이다. 따라서 설계하중 기준선은 설계 검토를 위한 기준값이고, 이론곡선의 Yield 값은 해당 이론모델에서 예측한 항복 수준을 의미하므로, 두 값은 동일한 의미가 아니라 서로 병행하여 해석해야 한다.

5.4 정리

구분	설계기준선	의미
Negative	665 kN	부모멘트 기준 강재 항복 총하중
Positive	712 kN	정모멘트 기준 강재 항복 총하중

6. 하중–처짐 그래프

[그림 2] 수정 단면 기준 이론곡선, 실험곡선 및 설계기준선을 예시 형식으로 재구성한 하중–처짐 곡선 (중공철근 B-1 데이터 수정 반영)

6.1 주요 Index 정리

구분	1st Yield (kN)	Peak Load (kN)	Peak Deflection (mm)
Theory fc = 21 MPa	901.56	1126.95	52.71
Theory fc = 30 MPa	946.40	1183.00	52.91
Experiment - Hollow Rebar	-	1213.37	266.77
Experiment - Normal Rebar	-	1498.51	217.12

그래프에는 이론곡선의 1차 항복점(21 MPa: 901.56 kN, 30 MPa: 946.40 kN)을 함께 표시하였다. 실험곡선은 명확한 항복점을 단정하기 어려워 최대하중만 표시하였으며, 설계기준선은 Service 480 kN, Negative 665 kN, Positive 712 kN으로 유지하였다.

7. 구조 거동 분석

7.1 하중–처짐 거동 분석

설계하중 기준선(665 kN / 712 kN)은 모든 곡선에서 매우 초기 단계에서 도달하며, 전반적으로 항복 이전 구간에 위치한다. 따라서 설계하중은 구조 성능 대비 보수적인 위치에 있다고 판단된다.

7.1.1 1차 항복

구분	1차 항복 변위
Normal Rebar	약 30 mm
Hollow Rebar	약 40 mm

7.1.2 최대하중

구분	최대하중	거동 특성
Normal Rebar	약 1500 kN	높은 극한강도, 연성 우수
Hollow Rebar	약 1200 kN	안정적 증가 후 완만한 저하

Normal Rebar는 최대하중 측면에서 우수하고, Hollow Rebar는 초기 거동과 서비스 성능 측면에서 장점을 보인다.

7.2 시험체 개요

본 장에서는 일반철근 시험체와 중공철근 시험체의 하중–처짐, 하중–스트레인, 중립축 이동 거동을 비교하여 각 시험체의 휨 성능과 연성 특성을 검토하였다. 일반철근 시험체는 더 높은 최대하중과 우수한 극한강도를 보였고, 중공철근 시험체는 최대하중 이후에도 비교적 완만한 하중 저하를 나타내며 안정적인 연성 거동을 보였다.

[그림] 변형률 게이지 및 계측 위치 개념도

7.3 철근게이지 부착 위치 및 단면 개념

[그림] 철근게이지 부착 위치 및 단면 개념도 (NA: Neutral Axis)

본 시험에서는 단면 내 철근 위치를 기준으로 변형률 게이지를 부착하여, 하중 증가에 따른 상부 압축, 하부 인장 및 중립축 이동 거동을 계측하였다. 표시된 NA(Neutral Axis)는 단면 내 응력 분포의 기준선으로, 이후 일반철근 및 중공철근의 하중–스트레인 관계와 중립축 이동 분석의 기준으로 사용된다.

7.4 일반철근 거동분석

일반철근 시험체의 계측 결과를 기준으로 하중 증가에 따른 상부·중앙·하부의 변형률 변화와 중립축 위치 변화를 정리하였다.

7.4.1 일반철근 하중–스트레인 관계

[그림] 일반철근 하중–스트레인 관계

일반철근 시험체는 하중 증가에 따라 상부 압축 변형률과 하부 인장 변형률이 뚜렷하게 증가하고, 중앙부 변형률은 상대적으로 작게 유지되어 전형적인 휨 지배 거동을 보인다. 최대하중 부근까지 변형이 지속적으로 증가하는 점은 일반철근 단면의 연성 확보 측면에서 의미가 있다.

7.4.2 일반철근 중립축 이동 분석

[그림] 일반철근 중립축 이동 그래프 (Top=0, Bottom=1)

일반철근의 중립축 위치 비율 y/H는 전반적으로 단면 중앙 부근에서 안정적으로 유지되며, 하중 증가 과정에서도 급격한 이동 없이 휨 지배 상태가 지속된 것으로 해석된다.

7.5 중공철근 거동분석

중공철근 시험체의 계측 결과를 기준으로 하중 증가에 따른 스트레인 변화와 중립축 재분배 양상을 정리하였다.

7.5.1 중공철근 하중–스트레인 관계

[그림] 중공철근 하중–스트레인 관계 그래프

중공철근 시험체는 하중 증가에 따라 상부 압축 변형률과 하부 인장 변형률이 지속적으로 증가하며, 중앙 게이지는 상대적으로 완만한 변화를 보인다. 최대하중 부근까지 상·하부 변형률 차가 꾸준히 확대되므로 휨 지배 거동이 유지된 것으로 해석할 수 있다.

7.5.2 중공철근 중립축 이동 분석

[그림] 중공철근 중립축 이동 그래프 (Top=0, Bottom=1)

중공철근의 중립축 위치 비율 y/H는 대체로 약 0.33~0.49 범위에서 변화하며, 평균적으로 단면 중앙보다 다소 상부 쪽에 분포한다. 최대하중 전후에도 급격한 불안정 이동보다는 비교적 완만한 재분배가 나타나므로, 최대하중 이후에도 일정 수준의 안정적인 연성 거동이 유지된 것으로 볼 수 있다.

7.6 정모멘트 / 부모멘트 차이 해석

정모멘트에서는 철근이 압축영역에 위치하여 구조적 기여가 제한적이며, 부모멘트에서는 철근이 인장영역에 위치하여 강도 및 연성 증가에 직접적으로 기여한다. 따라서 동일 단면에서도 부모멘트에서 더 큰 구조적 성능이 나타난다.

8. 핵심 Insight 및 원인 분석

실험 결과가 이론곡선을 상당히 상회한다는 점은 현재 단순 해석 모델이 실제 구조의 추가 저항 메커니즘을 충분히 반영하지 못하고 있음을 의미한다.

현재 해석이 놓치고 있을 가능성이 높은 핵심 요소는 다음과 같다.

confinement 효과(구속효과)
strain hardening
composite interaction 증가
plate 효과
neutral axis redistribution(중립축 재분배)
bond/slip resistance(부착 및 미끄럼 저항)
local bearing / load transfer effect(국부 지압 및 하중전달 효과)
residual stress / stress redistribution(잔류응력 및 응력 재분배)

즉, 단순 단면기반 항복 해석만으로는 실제 실험체의 강도와 연성을 설명하기 어렵고, 실험기반 보정이 반드시 필요하다.

8.1 게이지 데이터 기반 추가 저항 메커니즘 해석

게이지 데이터 분석 결과, 철근 및 강재는 항복 이후에도 변형률이 지속적으로 증가하는 경향을 보였으며, 이는 재료가 단순 항복에 머무르지 않고 strain hardening 거동을 나타내며 추가 내력 발현에 기여하고 있음을 시사한다. 또한 압축영역에서는 주변 강재의 구속에 의해 콘크리트의 횡변형이 억제되면서 confinement 효과(구속효과)가 발생하였고, 이로 인해 압축저항과 변형능력이 향상된 것으로 판단된다. 상·하부 재료의 변형률 분포와 하중전달 특성을 종합하면, 부재 내부에서는 composite interaction이 증가하여 콘크리트, 철근, 강재가 보다 일체적으로 거동한 것으로 해석된다. 아울러 cap plate 및 연결 plate는 국부 응력 집중 완화, 하중 분산 및 단면 강성 증가에 기여하므로, plate 효과를 통해 전체 휨저항 및 강성 증대에 긍정적인 역할을 한 것으로 판단된다.

8.1.1 Confinement 효과 (구속효과)

압축영역에서는 주변 강재 단면의 구속에 의해 콘크리트의 횡변형이 억제되며, 이로 인해 삼축압축 상태에 가까운 응력 조건이 형성된다. 이러한 confinement 효과는 콘크리트의 유효 압축강도를 증가시키고, 극한 변형능력을 향상시키는 주요 요인으로 작용한다. 본 시험체에서도 상부 압축영역의 변형률 분포를 고려할 때, 구속에 의해 압축저항이 증가한 것으로 판단된다.

8.1.2 Strain hardening

게이지 데이터에서 항복 이후에도 변형률이 지속적으로 증가하면서 하중이 유지 또는 증가하는 경향이 확인되었다. 이는 강재가 항복 이후에도 응력이 증가하는 strain hardening 거동을 보였음을 의미한다. 따라서 본 구조에서는 단순 항복 기반 해석보다 더 큰 내력이 발현되며, 이 효과는 실험 최대하중이 이론값을 초과하는 주요 원인 중 하나로 판단된다.

8.1.3 Composite interaction 증가

콘크리트, 철근, 강재 간 변형률 분포를 종합적으로 분석하면, 각 재료가 개별적으로 거동하기보다 상호 작용을 통해 일체화된 거동을 보이는 것이 확인된다. 특히 하중 증가에 따라 내부 응력 전달이 원활하게 이루어지면서 composite interaction이 증가하고, 이로 인해 단면 전체의 유효 강성과 내력이 증가한 것으로 해석된다.

8.1.4 Plate 효과

cap plate 및 연결 plate는 단면 내에서 국부 좌굴을 억제하고, 응력 집중을 완화하며 하중 전달 경로를 분산시키는 역할을 한다. 또한 단면의 유효 강성을 증가시키는 보강 요소로 작용하여, 전체 휨저항 증가에 기여한다. 따라서 plate 효과는 단순 단면 해석에서는 고려되지 않는 추가 저항 메커니즘으로, 실험 결과에서 나타난 내력 증가를 설명하는 중요한 요인이다.

8.1.5 Neutral Axis Redistribution (중립축 재분배)

본 시험체에서는 하중 증가에도 불구하고 중립축이 크게 이동하지 않고, 전반적으로 단면 중앙 부근에서 비교적 안정적으로 유지되는 경향을 보였다. 이는 압축영역의 콘크리트가 주변 강재의 구속에 의해 confinement 효과를 받으면서 안정적인 압축저항을 지속적으로 발휘하였기 때문으로 판단된다. 즉, 콘크리트가 조기에 약화되지 않고 압축영역에서 계속 저항에 참여함에 따라, 중립축의 급격한 이동이나 불안정한 재분배가 발생하지 않았으며, 결과적으로 단면 전체가 안정적인 휨 거동을 유지한 것으로 해석된다.

8.1.6 Bond/Slip Resistance (부착 및 미끄럼 저항)

철근과 콘크리트 사이의 부착력은 하중 전달 및 변형 호환성 확보에 중요한 역할을 한다. 부착이 충분할 경우 철근과 콘크리트는 일체 거동을 유지하며, 슬립이 제한됨으로써 단면 내 응력 전달 효율이 증가한다. 본 시험체에서는 게이지 변형률 분포가 비교적 연속적으로 나타나는 점을 고려할 때, 부착 성능이 양호하여 slip이 크게 발생하지 않았으며, 이로 인해 전체 composite 거동이 강화된 것으로 판단된다.

8.1.7 Local Bearing / Load Transfer Effect (국부 지압 및 하중전달 효과)

가력점 및 접합부에서는 국부적인 지압 응력이 발생하며, 이 영역에서의 하중 전달 메커니즘은 전체 거동에 중요한 영향을 미친다. cap plate 및 접촉 부위는 국부 응력을 분산시키고 하중을 보다 넓은 영역으로 전달함으로써, 단면 내 응력 집중을 완화한다. 이러한 local bearing 및 load transfer 효과는 실제 구조의 내력 증가 및 안정성 확보에 기여한 것으로 판단된다.

8.1.8 Residual Stress / Stress Redistribution (잔류응력 및 응력 재분배)

제작 과정에서 발생한 잔류응력과 하중 작용 중 발생하는 응력 재분배는 단면의 실제 응력 상태에 영향을 미치는 중요한 요소이다. 초기 잔류응력은 일부 영역의 조기 항복을 유도할 수 있으나, 하중 증가에 따라 응력이 재분배되면서 단면 전체가 보다 균등하게 저항하게 된다. 이와 같은 stress redistribution 과정은 국부 파괴를 지연시키고, 전체 구조의 연성 및 내력 증가에 기여한 것으로 해석된다.

8.2 실험 전경

[그림] 5m SLIMBOX 실험 전경

위 사진은 5m SLIMBOX 시험체의 실제 재하 상태를 보여준다. 양측 지점과 중앙 재하 장치가 포함된 실험 전경을 통해 본 보고서에서 분석한 하중 전달 경로, 휨 변형 형상 및 지점 조건을 직관적으로 확인할 수 있다.

9. 설계 관점 평가

본 실험체는 최대하중 이후에도 급격한 하중 감소 없이 변형이 지속되는 연성거동을 보인다. 또한 실험 최대하중은 설계하중의 약 2.0~2.5배 수준으로, 충분한 구조적 여유를 확인하였다.

구분	설계하중	최대하중	비율	평가
Normal Rebar	665 kN	약 1500 kN	약 2.2~2.3배	충분히 보수적
Hollow Rebar	665 kN	약 1200 kN	약 1.7~1.8배	충분히 보수적

설계하중 대비 실험 최대하중이 충분히 크므로, 현재 설계는 전반적으로 보수적이며 안전여유를 확보하고 있다고 볼 수 있다.

9.1 종합 평가 추가

본 부재는 단면 기반 설계하중 대비 충분한 강도 및 연성을 확보하고 있으며, 실제 구조 적용 시 보수적인 설계가 이루어지고 있음을 확인하였다.

10. 개선 방향 및 모델 제안

10.1 보정모델 필요성

실험 결과를 설명할 수 있는 보정모델을 구축하면, 단순 보수설계를 넘어 현실적인 설계 예측이 가능해진다.

10.2 다음 단계

실험 결과를 반영한 보정식 도출
보수적이면서도 realistic한 설계용 곡선 작성
논문급 검토를 위한 composite interaction 및 strain hardening 반영

10.3 k-factor 기반 이론 보정식 제안

앞 절에서 분석한 추가 저항 메커니즘(confinement 효과, strain hardening, composite interaction 증가, plate 효과, 중립축 안정화, 부착 및 미끄럼 저항, 국부 지압 및 하중전달 효과, 잔류응력 및 응력 재분배)은 단순 단면기반 이론 해석에서 충분히 반영되지 않는 요소들이다.

이러한 추가 저항 효과를 실무적으로 반영하기 위해, 본 연구에서는 이론값과 실험값의 비를 기반으로 한 k-factor 보정 개념을 도입하였다.

k = P_exp / P_theory P_corr = k × P_theory M_corr = k × M_theory

본 실험 결과, 일반철근 시험체는 k값이 상대적으로 크게 나타났으며, 이는 strain hardening 및 composite interaction 증가 효과가 크게 작용했기 때문으로 판단된다. 반면 중공철근 시험체는 보다 안정적인 거동을 보이며 상대적으로 작은 k값을 나타내었다. 따라서 k-factor는 단순한 계수 보정을 넘어, 실제 구조의 복합 거동을 반영하는 실용적인 설계 보정 계수로 활용될 수 있다.

기준 이론곡선	실험체	실험 최대하중 (kN)	이론 최대하중 (kN)	k-factor
Theory fc = 30 MPa	중공철근	1213.37	1183.00	1.03
Theory fc = 30 MPa	일반철근	1498.51	1183.00	1.27
Theory fc = 21 MPa	중공철근	1213.37	1126.95	1.08
Theory fc = 21 MPa	일반철근	1498.51	1126.95	1.33

10.4 k-factor와 저항 메커니즘의 상관성

k-factor 값은 개별 저항 메커니즘의 영향이 복합적으로 반영된 결과로 해석할 수 있다.

confinement 효과 → 압축강도 증가 → k 증가
strain hardening → 항복 이후 내력 증가 → k 증가
composite interaction 증가 → 하중 전달 효율 증가 → k 증가
plate 효과 → 국부 좌굴 억제 및 강성 증가 → k 증가
중립축 안정화 → 응력 불안정 억제 및 연성 유지 → k의 안정적 발현
bond/slip 저항 → 일체거동 유지 → k 증가
local bearing 효과 → 하중 분산 → 국부 파괴 억제 → k 증가
잔류응력 재분배 → 응력 균등화 → 구조 안정성 증가

즉, k-factor는 개별 메커니즘을 개별적으로 반영한 값이 아니라, 이들 복합 효과가 통합된 결과로 이해하는 것이 타당하다.

이와 같은 방식은 현재의 단순 이론식을 완전히 폐기하는 것이 아니라, 실험에서 확인된 실제 거동을 보정계수로 연결하여 보다 현실적인 설계 곡선으로 확장하는 접근이다.

11. 결론

본 시험체의 대표 설계하중은 부모멘트 기준 665 kN, 정모멘트 기준 712 kN으로 정리된다.
하중–처짐 그래프에서 설계하중은 초기 구간에서 도달하며, 실험체의 최대하중은 이를 크게 상회한다.
Normal Rebar는 약 1500 kN, Hollow Rebar는 약 1200 kN 수준의 최대하중을 보였다.
설계하중 대비 최대하중 비는 Normal 약 2.3~2.5배, Hollow 약 1.8~2.0배로서 설계는 충분히 보수적이다.
실험과 이론의 차이는 구속효과, 변형경화, 복합작용 증가, plate 효과 등에 기인할 가능성이 크며, 향후 보정모델 개발이 필요하다.