KDS 14 20 20 콘크리트구조 휨 및 압축 설계기준

1. 일반사항

1.1 목적

(1) 이 기준은 콘크리트구조의 휨 및 압축에 관한 설계방법과 최소한의 요구조건을 규정한다.

1.2 적용 범위

(1)이 기준의 규정은 철모멘트나 축력을 받는 부재 또는 철모멘트와 축력을 동시에 받는 부재의 설계에 적용하여야 한다.

(2)이 기준의 규정은 부재 단면에 작용하는 철모멘트와 축력의 계산 및 강도 계산에 적용하여야 한다.

(3)부재 단면의 전단력과 비틀림모멘트의 계산 및 강도 계산은 KDS 14 20 22의 규정에 따라야 한다.

1.3 참고 기준

・KDS 14 20 01 콘크리트구조 설계(강도설계법) 일반사항

・KDS 14 20 10 콘크리트구조 해석과 설계 원칙

・KDS 14 20 22 콘크리트구조 전단 및 비틀림 설계기준

・KDS 14 20 24 콘크리트구조 스트럿-타이모델 기준

・KDS 14 20 26 콘크리트구조 피로 설계기준

・KDS 14 20 30 콘크리트구조 사용성 설계기준

・KDS 14 20 40 콘크리트구조 내구성 설계기준

・KDS 14 20 50 콘크리트구조 철근상세 설계기준

・KDS 14 20 52 콘크리트구조 정착 및 이음 설계기준

・KDS 14 20 54 콘크리트용 앵커 설계기준

・KDS 14 20 60 프리스트레스트 콘크리트구조 설계기준

• KDS 14 20 62 프리캐스트 콘크리트구조 설계기준

• KDS 14 20 64 구조용 무근콘크리트 설계기준

• KDS 14 20 66 합성콘크리트 설계기준

• KDS 14 20 70 콘크리트 슬래브와 기초판 설계기준

• KDS 14 20 72 콘크리트 벽체 설계기준

• KDS 14 20 74 기타 콘크리트구조 설계기준

• KDS 14 20 80 콘크리트 내진설계기준

• KDS 14 20 90기존 콘크리트구조물의 안전성 평가기준

1.4 용어의 정의

(1) KDS 14 20 01(1.4) 에 따른다.

1.5 기호의 정의

• $a$ : 4.1.1(8)⑦에서 정의된 등가직사각형 응력블록의 깊이

• $A_{st}$ : 나선철근의 바깥선을 지름으로 하여 측정된 나선철근 기둥의 심부 단면적, mm²

• $A_t$ : 전체 단면적, mm²

• $A_s$ : 횡부재의 인장철근량, mm²

• $A_{s,min}$ : 최소 횡설근량, mm², 4.2.2 참조

• $A_{bh}$ : 긴 변 방향으로 배치된 사각형 횡구속 띠철근의 총 단면적, mm²

• $A_{sss}$ : 짧은 변 방향으로 배치된 사각형 횡구속 띠철근의 총 단면적, mm²

• $A_{sp}$ : 원형단면의 횡구속 철근 한 개의 단면적, mm²

• $A_{eff}$ : 중방향 철근(철근 또는 구조용 형강)의 전체 단면적, mm²

$A_i$ : 재하면적
$A_r$ : 상부의 재하면적으로부터 수직 1, 수평 2의 비율로 축면 경사를 취하여, 받침부 내부에 완전히 포함된 가장 큰 피라미드, 원뿔 또는 경사진 쐐기모양의 하부 단면, 4.7(1) 참조
$b$ : 부재의 압축면의 유효폭, mm
$δ_{cmax}$ : 사각형 횡구속 띠철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수 중에서 큰 값, mm
$δ_{cmin}$ : 사각형 횡구속 띠철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수 중에서 작은 값, mm
$δ_x$ : 사각형 단면의 긴 변 길이, mm
$δ_y$ : 사각형 단면의 짧은 변 길이, mm
$δ$ : 후프띠철근의 모서리나 보강띠철근의 갈고리로 구속된 축방향 철근 사이의 중심 간격, mm
$δ_w$ : 부재의 복부 폭, mm
$c$ : 압축연단서 중립축까지 거리, mm
$c_b$ : 피복 두께, mm
$C_c$ : 실제 횡모멘트도를 등가 균일 분포 횡모멘트도로 치환하는데 관련된 계수
$d$ : 유효깊이, mm
$d_c$ : 원형 단면의 횡구속 철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수, mm
$e_{min}$ : 최소 편심, mm. 식 (4.4-11) 참조
$E_c$ : 콘크리트의 탄성계수, MPa
$E_s$ : 철근의 탄성계수, MPa
$EI$ : 압축부재의 휨강성, 식 (4.4-7)과 식 (4.4-8) 참조
$f_c$ : 콘크리트의 압축응력, MPa
$f_{ck}$ : 콘크리트의 설계기준압축강도, MPa

$f_{ck}$ : 휨구속에 의하여 증가된 콘크리트의 압축강도, MPa

$f_{ce}$ : 휨구속에 의한 횡방향 유효 압축응력, MPa

$f_s$ : 철근의 응력, MPa

$f_u$ : 철근의 설계기준항복강도, MPa

$f_{su}$ : 나선철근의 설계기준항복강도, MPa

$f_{yh}$ : 횡구속 철근의 설계기준항복강도, MPa

$h$ : 부재의 전체 두께 또는 깊이, mm

$J$ : 부재 단면의 단면2차모멘트

$J_t$ : 철근을 무시한 콘크리트 전체 단면의 중심축에 대한 단면2차모멘트

$J_{se}$ : 부재 단면의 중심축에 대한 철근의 단면2차모멘트

$k$ : 압축부재의 유효좌굴길이 계수

$l$ : 골조에서 접점 중심을 기준으로 측정된 부재의 길이

$l_c$ : 골조에서 접점 중심을 기준으로 측정된 압축부재의 길이

$l_u$ : 순경간, 받침부 내면 사이의 거리

$l_s$ : 압축부재의 비지지 길이

$M_c$ : 횡구속 골조의 압축부재 설계용 확대계수휨모멘트

$M_{cr}$ : 단면의 균열휨모멘트, 즉 외력에 의해 단면에서 휨균열을 일으키는 휨모멘트

$M_o$ : 단면의 공칭휨모멘트

$M_s$ : 횡변위를 일으키는 하중에 의한 휨모멘트

$M_u$ : 단면의 계수휨모멘트

$M_s$ : 압축부재의 단부 계수휨모멘트 중 작은 값:단일 곡률로 휜 경우에는 양(+), 이중 곡률로 휜 경우에는 음(−)의 부호를 가짐.

$M_{ns}$ : $M_s$ 이 작용하는 단부에서 휨범위를 일으키지 않는 하중에 대하여 1차 탄성 굽조해석으로 계산된 압축부재의 단부 계수휨모멘트

$M_{nt}$ : $M_t$ 이 작용하는 단부에서 휨범위를 일으키는 하중에 대하여 1차 탄성 굽조해석으로 계산된 압축부재의 단부 계수휨모멘트

$M_t$ : 압축부재의 단부 계수휨모멘트 중 큰 값:항상 양(+)의 부호를 가짐.

$M_{t,\min}$ : $M_t$ 의 최솟값

$M_{2ns}$ : $M_t$ 가 작용하는 단부에서 휨범위를 일으키지 않는 하중에 대하여 1차 탄성 굽조해석으로 계산된 압축부재의 단부 계수휨모멘트

$M_{2nt}$ : $M_t$ 가 작용하는 단부에서 휨범위를 일으키는 하중에 대하여 1차 탄성 굽조해석으로 계산된 압축부재의 단부 계수휨모멘트

$n$ : 콘크리트의 압축응력-변형률 관계에서 상승 곡선부의 형상을 나타내는 지수

$P_b$ : 균형변형률 상태에서 공칭축강도, 4.1.2(2) 참조

$P_e$ : 압체하중 또는 좌굴하중, 식 (4.4-6) 참조

$P_u$ : 주어진 편심에 대한 공칭축강도

$P_o$ : 편심이 없는 상태에서 대한 공칭축강도

$P_r$ : 계수축력

$Q$ : 1개 층의 안정성 지수, 식 (4.4-3) 참조

$r$ : 압축부재의 단면회전반지름

$s$ : 철근의 중심 간격, mm

$V_u$ : 1개 층의 수평 계수전단력

$\alpha$ : 콘크리트 압축합력의 크기를 나타내는 계수

$\beta_1$ : 콘크리트 압축합력의 작용 위치를 나타내는 계수

$\beta_t$ : 2와 같은 값으로 콘크리트 등가 직사각형 압축응력블록의 깊이를 나타내는 계수

$\beta_{dns}$ : 횡구속 콘존에서 각각의 하중조합으로 계산된 최대 계수축력에 대한 최대 계수지속축력의 비

$\beta_{ds}$ : 비횡구속 콘존에서 1개 층 전체의 최대 계수전단력에 대한 최대 계수지속전단력의 비

$\delta_{ns}$ : 압축부재 양단 사이의 부재 곡률의 영향을 반영하기 위한 계수로서, 횡구속콘존에 대한 횡모멘트 확대계수

$\delta_s$ : 횡방향 하중과 연직하중에 의한 횡방향 이동을 반영하기 위한 계수로서, 비횡구속콘존에 대한 횡모멘트 확대계수

$\Delta_r$ : $V_e$ 에 의하여 한 층의 상부와 하부 사이에 생기는 상대적인 횡변위로서, 1차 탄성 콘존해석과 4.4.2(1)에서 규정된 강성으로 계산된 값

$\varepsilon_t$ : 콘크리트의 압축변형률

$\varepsilon_{tw}$ : 콘크리트의 압축응력-변형률 관계에서 최대 응력에 처음 도달할 때의 변형률

$\varepsilon_{tw,c}$ : 횡구속 효과를 고려한 콘크리트의 압축응력-변형률 관계에서 최대 응력에 처음 도달할 때의 변형률

$\varepsilon_{cu}$ : 콘크리트의 극한변형률

$\varepsilon_{cu,c}$ : 횡구속 효과를 고려한 콘크리트의 극한변형률

$\varepsilon_t$ : 최외단 인장철근 또는 최외단 긴장재의 순인장변형률

$\eta$ : 콘크리트 등가 직사각형 압축응력블록의 크기를 나타내는 계수

$\kappa_w$ : 철근 간격을 통한 균열 검증에서 철근의 노출 조건을 고려한 계수

$\rho_t$ : 나선철근의 바깥선으로 계산한 나선철근 압축부재 심부의 전체 체적에 대한 나선철근 체적의 비

$\rho_r$ : 긴 변 방향으로 계산한 사각형 횡구속 띠철근의 체적비

$\rho_{r,min}$ : 긴 변 방향과 짧은 변 방향으로 계산한 사각형 횡구속 띠철근의 체적비 중 작은 값

$\rho_{rt}$ : 짧은 변 방향으로 계산한 사각형 횡구속 띠철근의 체적비

2. 조사 및 계획

내용 없음.

3. 재료

(1) KDS 14 20 01(3)에 따른다.

4. 설계

4.1 설계 일반

4.1.1 설계 가정

(1)휨모멘트와 축력을 받는 부재의 강도설계는 다음 (2)부터 (7)까지에 규정된 가정에 따라야 하며, 힘의 평형조건과 변형률 적합조건을 만족시켜야 한다.

(2)철근과 콘크리트의 변형률은 중립축부터 거리에 비례하는 것으로 가정할 수 있다. 그러나 4.2.4에 규정된 깊은 보의 비선형 변형률 분포를 고려하여야 한다. 깊은보의 설계에서 비선형 변형률 분포를 고려하는 대신 스트럿-타이 모델을 적용할 수도 있다.

(3)휨모멘트 또는 휨모멘트와 축력을 동시에 받는 부재의 콘크리트 압축연단의 극한변형률은 콘크리트의 설계기준압축강도가 40 MPa 이하인 경우에는 0.0033으로 가정하며, 40 MPa를 초과할 경우에는 매 10 MPa의 강도 증가에 대하여 0.0001씩 감소시킨다. 콘크리트의 설계기준압축강도가 90 MPa를 초과하는 경우에는 성능실험을 통한 조사연구에 의하여 콘크리트 압축연단의 극한변형률을 선정하고 근거를 명시하여야 한다.

(4)철근의 응력이 설계기준항복강도 $f_y$ 이하일 때 철근의 응력은 그 변형률에 $E_s$ 를 곱한 값으로 하고, 철근의 변형률이 $f_y$ 에 대응하는 변형률보다 큰 경우 철근의 응력은 변형률에 관계없이 $f_y$ 로 하여야 한다.

(5)콘크리트의 인장강도는 KDS 14 20 60(4.2.1)의 규정에 해당하는 경우를 제외하고는 철근콘크리트 부재 단면의 축강도와 휨강도 계산에서 무시할 수 있다.

(6)콘크리트 압축영역의 분포와 콘크리트변형률 사이의 관계는 직사각형, 사다리꼴, 포물선형 또는 강도의 예측에서 광범위한 실험의 결과와 실질적으로 일치하는 어떤 형상으로도 가정할 수 있다.

(7) 4.1.1(6)의 규정은 다음에 정의되는 등가의-직선 형상의 응력-변형률 관계로 나타낼 수 있다.

① 원점에서 최대 응력에 처음 도달할 때까지의 상승 곡선부는 식 (4.1-1)에 의해 계산하고, 이후 극한변형률 $\varepsilon_{cu}$ 까지는 식 (4.1-2)에 의해 계산한다.

$f_c = 0.85f_{ck}\left[1-\left(1-\frac{\varepsilon_c}{\varepsilon_{co}}\right)^n\right]$ (4.1-1)

$f_c = 0.85f_{ck}$ (4.1-2)

여기서, $n$ 은 상승 곡선부의 형상을 나타내는 지수, $\varepsilon_c$ 는 콘크리트의 압축변형률, $\varepsilon_{co}$ 는 최대 응력에 처음 도달할 때의 변형률이다.

② 콘크리트 압축강도가 40MPa 이하인 경우 $n$ , $\varepsilon_{co}$ , $\varepsilon_{cu}$ 는 각각 2.0, 0.002, 0.0033으로 한다. 콘크리트 압축강도가 40MPa을 초과하는 경우, $n$ 은 식 (4.1-3)에 따라 결정하며 때 10MPa의 강도 증가에 대하여 식 (4.1-4)와 같이 $\varepsilon_{co}$ 의 값을 0.0001씩 증가시키고 식 (4.1-5)와 같이 $\varepsilon_{cu}$ 의 값을 0.0001씩 감소시킨다.

$n = 1.2 + 1.5\left(\frac{100-f_{ck}}{60}\right)^4 \leq 2.0$ (4.1-3)

$\varepsilon_{co} = 0.002 + \left(\frac{f_{ck}-40}{100,000}\right) \leq 0.002$ (4.1-4)

$\varepsilon_{cu} = 0.0033 - \left(\frac{f_{ck}-40}{100,000}\right) \leq 0.0033$ (4.1-5)

단, 콘크리트의 압축강도가 90MPa을 초과하는 경우에는 성능실험을 통한 조사연구에 의하여 이 값들을 선정하고 근거를 명시하여야 한다.

③ 포물선-직선 형상의 응력-변형률 관계에 의하여 콘크리트에 작용하는 압축응력의 평균값은 $\alpha(0.85f_{ck})$ 로, 압축연단으로부터 합력의 작용위치는 중립축 깊이 $c$ 와 $\beta$ 의 곱으로 나타내며, 응력분포의 각 번수 및 계수는 표 4.1-1의 값을 적용한다.

표 4.1-1 응력분포의 번수 및 계수 값

$f_{ck}$ (MPa)	≤40	50	60	70	80	90
n	2.0	1.92	1.50	1.29	1.22	1.20
$\varepsilon_o$	0.002	0.0021	0.0022	0.0023	0.0024	0.0025
$\varepsilon_u$	0.0033	0.0032	0.0031	0.003	0.0029	0.0028
α	0.80	0.78	0.72	0.67	0.63	0.59
β	0.40	0.40	0.38	0.37	0.36	0.35

(8)상기 (6)의 규정은 상기 (7)에 규정된 포물선-직선 형상의 응력-변형률 관계 대신 다음에 정의되는 등가 직사각형 압축응력블록으로 나타낼 수 있다.

① 단면의 가장자리와 최대 압축변형률이 일어나는 연단부터 $c = β_1c$ 거리에 있고 중립축과 평행한 직선에 의해 이루어지는 등가 압축영역에 $\eta(0.85f_{ck})$ 인 콘크리트 응력이 등분포하는 것으로 가정한다.

② 최대 변형률이 발생하는 압축연단에서 중립축까지 거리 $c$ 는 중립축에 대해 직각방향으로 측정한 것으로 한다.

③ 계수 $\eta$ 와 $β_1$ 은 표 4.1-2의 값을 적용한다.

표 4.1-2 등가직사각형 응력분포 번수 값

$f_{ck}$ (MPa)	≤40	50	60	70	80	90
$\varepsilon_u$	0.0033	0.0032	0.0031	0.003	0.0029	0.0028
η	1.00	0.97	0.95	0.91	0.87	0.84

| $\hat{a}_1$ | 0.80 | 0.80 | 0.76 | 0.74 | 0.72 | 0.70 |

(9) 횡방향 철근으로 구속된 횡부재와 압축부재는 다음과 같이 횡구속 효과를 고려한 응력-변형률 관계를 사용하여 단면의 강도와 변형 성능을 검증할 수 있다.

① 횡구속 효과를 고려할 때의 횡구속 철근은 심부콘크리트를 구속할 수 있는 철근상세를 가진 횡방향철근이어야 한다.

② 별도로 조사된 상세한 자료가 없는 경우 다음 식으로 콘크리트의 압축강도와 변형률이 증가된 포물선-직선 형상의 응력-변형률 관계를 사용할 수 있다. 원점에서 최대 응력에 저한 도달할 때까지의 상승 곡선부는 식 (4.1-6)에 의해 계산하고, 이후 극한변형률 $\varepsilon_{cu,c}$ 까지는 식 (4.1-7)에 의해 계산한다.

$f_c = 0.85f_{ck,c}\left[1-\left(1-\frac{\varepsilon_c}{\varepsilon_{co,c}}\right)^{1.2}\right]$ (4.1-6)

$f_c = 0.85f_{ck,c}$ (4.1-7)

$f_{ck,c} = f_{ck} + 3.7f_r$ (4.1-8)

$\varepsilon_{co,c} = \varepsilon_{co}\left(\frac{f_{ck,c}}{f_{ck}}\right)^2$ (4.1-9)

$\varepsilon_{cu,c} = \varepsilon_{co} + \frac{0.2f_r}{f_{ck}}$ (4.1-10)

여기서, $f_r$ 는 극한한계상태에서 구속에 의해서 발생하는 횡방향 유효 압축응력으로 원형 후프나 나선철근으로 횡구속된 경우에는 식 (4.1-11)로, 사각형 띠철근으로 횡구속된 경우에는 식 (4.1-12)로 구한다.

$f_r = \frac{1}{2}\rho_s f_{yh}\left(1-\frac{s}{d_s}\right)$

$= \frac{2A_{sp}f_{yh}}{sd_c}\left(1-\frac{s}{d_c}\right)$ (4.1-11)

$f_r = \rho_r,min f_{yh}\left(1-\frac{s}{b_{cr}}\right)\left(1-\frac{s}{h_{cr}}\right)\left(1-\frac{\sum b_i^2/6}{b_{cr}h_{cr}}\right)$ (4.1-12)

여기서, $s$ 는 부재의 축방향으로 측정한 횡구속 철근의 간격이며, $\rho_s$ 은 식 (4.1-13)으로 구한다.

$\rho_s = \frac{4A_{sp}}{sd_c}$ (4.1-13)

$\rho_{r,min}$ 는 긴 변 방향과 짧은 변 방향으로 계산한 사각형 횡구속 띠철근의 체적비 $\rho_v$ 와 $\rho_h$ 중 작은 값으로 결정하며, $\rho_v$ 은 식 (4.1-14)로, $\rho_h$ 는 식 (4.1-15)로 구한다.

$\rho_v = \frac{A_{shv}}{s \cdot b_{ct}}$ (4.1-14)

$\rho_h = \frac{A_{shh}}{s \cdot h_{ct}}$ (4.1-15)

$s$ 는 후프띠철근의 모서리나 보강띠철근의 갈고리로 구속된 축방향 철근 사이의 중심 간격으로, 식 (4.1-12)의 $\Sigma b_i^2$ 에는 단면 둘레의 변을 따라 존재하는 모든 $s$ 를 계산에 포함한다.

4.1.2 일반 원칙

(1)횡모멘트나 축력 또는 횡모멘트와 축력을 동시에 받는 단면의 설계강도 산정은 4.1.1의 가정에서 사용된 힘의 평형조건과 변형률의 적합조건에 기초하여야 한다.

(2)인장철근이 설계기준항복강도 $f_y$ 에 대응하는 변형률에 도달하고 동시에 압축 콘크리트가 가정된 극한변형률에 도달할 때, 그 단면이 균형변형률 상태에 있다고 본다.

(3)압축단 콘크리트가 가정된 극한변형률에 도달할 때 최외단 인장철근의 순인장변형률 $\varepsilon_t$ 가 압축지배단면을 한계 이하인 단면을 압축지배단면이라고 한다. 압축지배단면을 한계는 균형변형률 상태에서 인장철근의 순인장변형률과 같다. 프리스트레스트콘크리트의 경우에는 최외단 인장재의 순인장변형률을 기준으로 하며 압축지배변형률 한계는 0.002로 한다.

(4)압축단 콘크리트가 가정된 극한변형률에 도달할 때 최외단 인장철근의 순인장변형률 $\varepsilon_t$ 가 0.005의 인장지배변형률 한계 이상인 단면을 인장지배단면이라고 한다. 다만, 철근의 항복강도가 400MPa을 초과하는 경우에는 인장지배변형률 한계를 철근 항복변형률의 2.5배로 한다. 순인장변형률 $\varepsilon_t$ 가 압축지배변형률 한계와 인장지배변형률 한계 사이인 단면은 변화구간 단면이라고 한다.

(5)프리스트레스를 가하지 않은 휨부재는 공칭강도 상태에서 순인장변형률 εₜ가 휨부재의 최소 허용변형률 이상이어야 한다. 휨부재의 최소 허용변형률은 철근의 항복강도가 400MPa 이하인 경우 0.004로 하며, 철근의 항복강도가 400MPa을 초과하는 경우 철근 항복변형률의 2배로 한다. 휨모멘트와 축력을 동시에 받는 철근콘크리트 부재로서 계수축력이 $0.10f_{ck}A_g$ 보다 작은 경우는 축력의 영향을 무시하고 휨부재로 취급하여 휨강도를 계산할 수 있다.

(6)휨부재의 강도를 증가시키기 위하여 추가 인장철근과 이에 대응하는 압축철근을 사용할 수 있다.

(7)압축부재의 설계축강도 $øP_n$ 은 다음 값을 초과하지 않도록 하여야 한다.

① KDS 14 20 50(4.4.2(2))의 규정에 따른 나선철근을 갖고 있는 프리스트레스를 가하지 않은 부재의 경우 식 (4.1-16)에 따라야 한다.

$øP_{n{max}} = 0.85ø[0.85 f_{ck}(A_g - A_{st}) + f_y A_{st}]$ (4.1-16)

② KDS 14 20 50(4.4.2(3))의 규정에 따른 띠철근을 가진 프리스트레스를 가하지 않은 부재의 경우 식 (4.1-17)에 따라야 한다.

$øP_{n{max}} = 0.80ø[0.85 f_{ck}(A_g - A_{st}) + f_y A_{st}]$ (4.1-17)

③ 프리스트레스콘크리트 부재의 설계축강도 $øP_n$ 은 편심이 없는 경우의 설계축강도 $øP_o$ 에 대해서 나선철근 부재는 0.85배, 띠철근 부재는 0.80배를 초과하지 않아야 한다.

(8)압축력을 받는 부재는 그 축력에 의해 수반될 수 있는 최대 휨모멘트에 대해 설계되어야 한다. 주어진 편심에서 계수축력 $P_u$ 는 상기 (7)의 값을 초과하지 않아야 한다. 그리고 최대 계수휨모멘트 $M_u$ 는 4.4의 규정에 따른 강주율과를 고려하여 증대되어야 한다.

4.2 휨부재 설계의 제한 사항

4.2.1 휨부재의 횡지지 간격

(1)보의 횡지지 간격은 압축 플랜지 또는 압축면의 최소 폭의 50배를 초과하지 않도록 하여야 한다.

(2)하중의 횡방향 편심의 영향은 횡지지 간격을 결정할 때 고려되어야 한다.

4.2.2 휨부재의 최소 철근량

(1)해석에 의하여 인장철근 보강이 요구되는 휨부재의 모든 단면에 대하여 다음 (2)와 (3)에 규정한 경우를 제외하고는 설계휨강도가 식 (4.2-1)의 조건을 만족하도록 인장철근을 배치하여야 한다.

$\phi M_n \geq 1.2M_{cr}$ (4.2-1)

여기서, $M_{cr}$ 은 휨부재의 균열휨모멘트로 KDS 14 20 30(식 (4.2-2) )에 따라 계산한다.

(2)부재의 모든 단면에서 해석에 의해 필요한 철근량보다 1/3 이상 인장철근이 더 배치되어 식 (4.2-2)의 조건을 만족하는 경우는 상기 (1)의 규정을 적용하지 않을 수 있다.

$\phi M_n \geq \frac{4}{3}M_u$ (4.2-2)

(3)두께가 균일한 구조용 슬래브와 기초판에 대하여 경간방향으로 보강되는 휨철근의 단면적은 KDS 14 20 50 (4.6) 에 규정한 값 이상이어야 한다. 철근의 최대 간격은 슬래브 또는 기초판 두께의 3배와 450mm 중 작은 값을 초과하지 않도록 하여야 한다.

4.2.3 보 및 1방향 슬래브의 휨철근 배치

(1)보 또는 한 방향으로만 휨응력을 저항하도록 철근이 배치된 1방향 슬래브는 휨균열 제어하기 위하여 휨철근의 배치에 대한 이 4.2.3의 규정을 따라야 한다.

(2)2방향 슬래브의 휨철근 배치는 KDS 14 20 70(4.1.5) 의 규정을 따라야 한다.

(3)휨인장철근은 다음 (4)에 규정된 바에 따라 부재 단면의 최대 휨인장영역 내에 배치되어야 한다.

(4)콘크리트 인장연단에 가장 가까이에 배치되는 철근의 중심 간격 $s$ 는 식 (4.2-3) 과 식 (4.2-4) 에 의해 계산된 값 중에서 작은 값 이하로 하여야 한다. KDS 14 20 30(부록)에 따라 균열을 검증하는 경우에는 이 규정을 따르지 않을 수 있다.

$s = 375\left(\frac{\kappa_{cr}}{f_s}\right) - 2.5c_c$ (4.2-3)

$s = 300\left(\frac{\kappa_{cr}}{f_s}\right)$ (4.2-4)

여기서, $\kappa_{cr}$ 은 KDS 14 20 30(부록)에 정의된 건조환경에 노출되는 경우에는 2800이고, 그 외의 환경에 노출되는 경우에는 2100이다. $c_c$ 는 인장철근이나 긴장재의 표면과 콘크리트 표면 사이의 최소 두께이다. 철근이 하나만 배치

된 경우에는 인장연단의 폭을 $b$ 로 하며, $f_s$ 는 사용하중 상태에서 인장연단에서 가장 가까이에 위치한 철근의 응력

이다. 다만, 간단한 방법으로 균열을 검증하고자 할 때 $f_s$ 는 $f_y$ 의 2/3을 근사적으로 사용할 수 있다.

(5) T형보의 플랜지가 인장을 받는 경우에는 휨인장철근을 KDS 14 20 10(4.3.10) 에서 정의된 유효플랜지폭이나

경간의 1/10의 폭 중에서 작은 폭에 걸쳐서 분포시켜야 한다. 만일 유효플랜지폭이 경간의 1/10을 넘는 경우에는

충방향 철근을 플랜지 바깥부분에 추가로 배치하여야 한다.

(6) 보나 장선의 길이 $h$ 가 900mm를 초과하면 충방향 표피철근을 인장연단부터 $h/2$ 지점까지 부재 양쪽 측면을 따

라 균일하게 배치하여야 한다. 이때 표피철근의 간격 $s$ 는 상기 (4)에 따라 결정하되, 여기서 $s$ 는 표피철근의 표면에

서 부재 측면까지 최단 거리이다. 개개의 철근이나 철망의 응력을 결정하기 위하여 변형률 적합조건에 따라 해석을

하는 경우 이러한 철근은 강도계산에 포함될 수 있다.

4.2.4 킨은보의 설계

(1) 킨은보는 한쪽 면이 하중을 받고 반대쪽 면이 지지되어 하중과 반집부 사이에 압축대가 형성되는 구조요소로서

다음의 ① 또는 ②에 해당하는 부재이다. 킨은보는 비선형 변형률 분포를 고려하여 설계하거나 KDS 14 20 24에 따

라 설계하여야 하며, 횡좌굴을 고려하여야 한다(KDS 14 20 22(4.7.1) , KDS 14 20 52(4.4.1(5)) 참조).

① 순경간 $l_n$ 이 부재 깊이의 4배 이하인 부재

② 반집부 내면에서 부재 깊이의 2배 이하인 위치에 집중하중이 작용하는 경우는 집중하중과 반집부 사이의 구

간

(2) 킨은보의 전단강도는 KDS 14 20 22(4.7) 에 따라 계산하여야 한다.

(3) 최소 휨인장철근량은 4.2.2에 따라야 한다.

(4) 킨은보의 양 측면의 수평 및 수직철근은 KDS 14 20 22(4.7.2(1)과 (2)) 의 요구 조건이나 KDS 14 20 24(4.2.3)

의 요구 조건을 만족하도록 하여야 한다.

4.3 압축부재 설계의 제한 사항

4.3.1 압축부재의 설계단면치수

(1)틀 이상의 맞물린 나선철근은 가진 독립 압축부재의 유효단면의 한계는 나선철근의 최외측에서 KDS 14 20 50 (4.3)에서 요구되는 콘크리트 최소 피복 두께에 해당하는 거리를 더하여 취하여야 한다.

(2)콘크리트 벽체나 교각구조의 일체로 시공되는 나선철근 또는 띠철근 압축부재 유효단면 한계는 나선철근이나 띠철근 외측에서 40mm보다 크지 않게 취하여야 한다.

(3)정사각형, 8각형 또는 다른 형상의 단면을 가진 압축부재 설계에서 전체 단면적을 사용하는 대신에 실제 형상의 최소 치수에 해당하는 지름을 가진 원형 단면을 사용할 수 있다. 이 경우 고려되는 부재의 전체 단면적, 요구되는 철근비 및 설계강도는 위의 원형 단면을 기준으로 하여야 한다.

(4)하중에 의해 요구되는 단면보다 큰 단면으로 설계된 압축부재의 경우 감소된 유효단면적을 사용하여 최소 철근량과 설계강도를 결정할 수 있다. 이때 감소된 유효단면적은 전체 단면적의 1/2 이상이어야 한다.

4.3.2 압축부재의 철근량 제한

(1)비내암성 압축부재의 축방향 주철근 단면적은 전체 단면적 $A_g$ 의 0.01배 이상, 0.08배 이하로 하여야 한다. 축방향 주철근이 겹침이음되는 경우의 철근비는 0.04를 초과하지 않도록 하여야 한다.

(2)압축부재의 축방향 주철근의 최소 개수는 사각형이나 원형 띠철근으로 둘러씌인 경우 4개, 삼각형 띠철근으로 둘러씌인 경우 3개, 다음 (3)에 규정하는 나선철근으로 둘러씌인 철근의 경우 6개로 하여야 한다.

(3)나선철근비 $\rho_s$ 는 다음 값 이상으로 하여야 한다.

$\rho_s = 0.45 \left(\frac{A_g}{A_{ch}} - 1\right) \frac{f_{ck}}{f_{yt}}$ (4.3-1)

여기서, 나선철근의 설계기준항복강도 $f_{yt}$ 는 700MPa 이하로 하여야 하며, 400MPa를 초과하는 경우에는 KDS 14 20 50(4.4.2(2))에 따른 검점이음을 할 수 있다.

4.4 압축부재의 장주설계

4.4.1 압축부재의 장주효과

(1) 다음의 조건을 만족하는 경우에는 압축부재의 장주효과를 무시할 수 있다.

① 비횡구속 골조의 압축부재의 경우,

$\frac{kl}{r} \leq 22$ (4.4-1)

② 횡구속 골조의 압축부재의 경우,

$\frac{kl}{r} \leq 34-12(M_1/M_2)$ (4.4-2)

여기서, $M_1/M_2$ 의 값은 기둥이 단일 곡률일 때 양(+)으로 이중 곡률일 때 음(-)으로 취하며, $[34-12(M_1/M_2)]$ 는 40을 초과할 수 없다.

(2)횡변위에 저항하는 구조요소 중 기둥을 제외한 구조요소의 전체 춤 강성의 해당 층에 있는 기둥 전체 강성의 12배보다 큰 골조는 횡구속 골조로 간주할 수 있다.

(3)압축부재의 비지지길이는 다음에 따라 구할 수 있다.

① 압축부재의 비지지길이 $l_c$ 는 바닥슬래브, 보, 기타 고려하는 방향으로 횡지지할 수 있는 부재들 사이의 순길이로 취하여야 한다.

② 기둥머리나 원자가 있는 경우의 비지지길이는 접촉하고자 하는 면에 있는 기둥머리나 원자의 최하단까지 측정된 거리로 하여야 한다.

(4)휨전반지름 $r$ 은 작사각형 압축부재의 경우 좌골안정성이 고려되는 방향의 단면지수의 0.3배, 원형 압축부재의 경우 지름의 0.25배로 사용할 수 있다. 그 이외의 형상에 대한 휨전반지름 $r$ 은 콘크리트 전체 단면적에 대하여 계산할 수 있다.

4.4.2 확대휨모멘트에 대한 일반 사항

(1)4.4.1(1)에 따라 장주효과를 무시할 수 있는 경우에는 4.4.3이나 4.4.4 또는 4.4.5에 의한 2차 해석으로 구한 계수축력과 계수휨모멘트에 대하여 압축부재, 구속 보, 기타 지지부재를 설계하여야 한다.

(2)압축부재, 구속 보, 기타 지지부재는 2차 해석에 의한 총 휨모멘트가 탄성 1차 해석에 의한 휨모멘트의 1.4배를 초과하지 않도록 설계하여야 한다.

(3)장주효과에 의한 압축부재의 휨모멘트 증대는 압축부재 단부 사이의 모든 위치에서 고려하여야 한다. 이 효과는 4.4.6에 따라 구할 수 있다.

(4)두 축속에 대해 횟모멘트를 받고 있는 압축부재에 있어서 각 축에 대한 휨모멘트는 해당 축의 구속조건을 기초로 하여 각각 증대시켜야 한다.

4.4.3 비선형 2차 해석

(1)비선형 2차 해석은 재료의 비선형성, 균열, 부재곡률, 횡방향 변위, 재하기간, 건조수축과 크리프, 지지 기초와의 상호작용 등의 영향을 고려하여야 한다.

(2)집중하중에 대한 비선형 2차 해석은 부정정 콘크리트 구조물의 기둥에 대한 강도실험 결과와 유사한 결과를 예측하는 해석 방법을 사용하여야 한다.

4.4.4 탄성 2차 해석

(1)탄성 2차 해석은 축력의 영향, 부재 길이에 걸쳐있는 균열 구역, 하중지속효과 등을 고려하여 계산된 부재의 단면 특성을 사용하여야 한다.

(2)탄성 2차 해석을 위한 구조물 부재의 단면 특성으로 다음 값을 사용할 수 있다.

① 탄성계수 $E_c$ (KDS 14 20 10(4.3.3(1) 참조)

② 단면2차모멘트:

기둥	$0.70I_g$
비균열 벽체	$0.70I_g$
균열 벽체	$0.35I_g$
보	$0.35I_g$
플랫 플레이트 및 플랫 슬래브	$0.25I_g$

③ 단면적 | $1.0A_g$ |

(3)횡방향 지속하중이 작용할 경우에는 상기 (2)로 구한 압축부재의 단면2차모멘트를 $(1+\beta_{ds})$ 로 나누어야 한다.

$\beta_{ds}$ 는 1개 층 전체의 최대 계수전단력에 대한 최대 계수지속전단력의 비로서 1.0 이하의 값을 사용하여야 한다.

4.4.5 횡모멘트 확대 일반 사항

(1) 구조물의 기둥과 층은 다음 (2) 또는 (3)에 따라 횡구속의 경우와 비횡구속의 경우로 구분되어야 하며, 횡구속 골조나 층의 기둥설계는 4.4.6에 따라야 하고, 비횡구속 골조나 층의 기둥의 설계는 4.4.7에 따라야 한다.

(2) 2차 해석에 의한 기둥 단부 횡모멘트의 증가량이 탄성 1차 해석에 의한 단부 횡모멘트의 5%를 초과하지 않는 경우에 이 구조물의 기둥은 횡구속 구조물로 가정할 수 있다.

(3) 식 (4.4-3)의 층 안정성 지수가 0.05 이하일 경우 해당 구조물 층은 횡구속 구조물로 가정할 수 있다.

$Q = \frac{\Delta P_u}{V_u l_c}$ (4.4-3)

여기서, $\Sigma P_u$ 와 $V_u$ 는 각각 해당 층의 전체 수직 축력과 층전단력이다. 그리고 $\Delta$ 는 $V_u$ 로 인한 해당 층의 상대 변위이며, $l_c$ 는 단 사이의 탄성 1차 해석에 의한 상대변위이다.

4.4.6 횡구속 골조 압축부재의 확대횡모멘트

(1) 횡구속 골조의 압축부재는 계수축력 $P_u$ 와 부재의 곡률 영향을 고려하여 구한 확대계수횡모멘트 $M_c$ 에 대하여 설계하여야 한다.

$M_c = \delta_{ns}M_2$ (4.4-4)

여기서,

$\delta_{ns} = \frac{C_m}{1 - \frac{P_u}{0.75P_c}} \geq 1.0$ (4.4-5)

(2) 식 (4.4-5)에서 $P_c$ 는 식 (4.4-6)에 따라 계산할 수 있다.

$P_c = \frac{\pi^2 EI}{(kl_u)^2}$ (4.4-6)

(3) 식 (4.4-6)의 $EI$ 는 식 (4.4-7) 또는 식 (4.4-8)에 따라 계산할 수 있다.

$EI = \frac{(0.2E_c I_g + E_s I_{se})}{1 + \beta_{dns}}$ (4.4-7)

$EI = \frac{0.4E_c I_g}{1 + \beta_{dns}}$ (4.4-8)

(4)하중지속효과를 고려하는 $\beta_{sus}$ 는 각각의 하중조합에서 축방향 계수지속하중을 최대 축방향 계수하중으로 나눈

값으로 1.0 이하의 값을 사용하여야 한다.

(5)유효길이계수 $k$ 는 1.0을 사용할 수 있다.

(6)식 (4.4-5)에서 기둥의 양단 사이에 횡방향 하중이 작용하지 않는 부재에 대한 $C_m$ 은 다음 값을 사용하여야 한다.

$C_m = 0.6 + 0.4\frac{M_1}{M_2}$ (4.4-9)

여기서, $M_1/M_2$ 는 기둥이 단일 곡률로 변형될 때는 양(+)의 값을 취하고, 기둥의 양단 사이에 횡하중이 있는 경우

에는 $C_m$ 을 1.0으로 취하여야 한다.

(7)식 (4.4-4)의 계수횡모멘트 $M_c$ 는 각 주축에 대하여 다음 값 이상으로 하여야 한다.

$M_{c,min} = P_u e_{min}$ (4.4-10)

$e_{min} = 15 + 0.03h$ (4.4-11)

여기서, 15와 $h$ 는 mm단위이다. 그러나 $M_{c,min}$ 이 $M_c$ 보다 큰 부재에 대해서 식 (4.4-9)의 $C_m$ 값은 1.0으로 취하거

나 계산된 단부 횡모멘트 $M_1$ 과 $M_2$ 의 비를 이용하여 구하여야 한다.

4.4.7 비횡구속 골조 압축부재의 확대횡모멘트

(1)비횡구속 골조 압축부재의 양단 횡모멘트 $M_1$ 과 $M_2$ 는 다음과 같이 계산하는 확대횡모멘트 $M_c$ 와 계수축력 $P_u$ 에

의해 설계하여야 한다.

$M_c = M_{ns2} + \delta_s M_s$ (4.4-12)

$M_c = M_{ns2} + \delta_s M_{s2}$

여기서, 비횡구속 골조의 모멘트확대계수 $\delta_s$ 는 다음 (2) 또는 (3)에 따라 계산하여야 한다.

(2)비횡구속 골조의 모멘트확대계수 $\delta_s$ 는 식 (4.4-13)에 따라 계산하여야 한다.

$\delta_s = \frac{1}{1-Q} \geq 1$ (4.4-13)

만일 이 방법으로 계산된 $\delta_s$ 가 1.5를 초과하면, $\delta_s$ 는 다섯 차 해석 또는 다음 (3)에 따라 계산하여야 한다.

(3) $\delta_s$ 는 다음의 방법으로도 구할 수 있다.

$\delta_s = \frac{1}{1 - \frac{\sum P_e}{0.75 \sum P_c}} \geq 1$ (4.4-14)

여기서, $\sum P_e$ 는 한 층의 모든 연직재수축력의 합이고, $\sum P_c$ 는 횡방향 변위에 저항하는 모든 기둥의 임계좌굴 $P_e$

의 합이다. $P_c$ 는 다음 (4)의 ㈎와 4.4.6(3)의 EI를 사용하여 식 (4.4-6)에 의해 계산하되만 4.4.6(3)의 EI 계산식에

서 계수축력에 의한 $\beta_{dns}$ 대신 계수전단력에 의한 $\beta_{ds}$ 를 사용하여야 한다.

(4)비횔구속 골조의 압축부재에 대한 유효길이계수 $k$ 는 4.4.4의 표와 †값을 사용하여 결정하며, 이 값은 1.0 이상이

어야 한다.

(5)비횔구속 골조 접합부의 휩부재는 압축부재의 횡대된 단부 계수휩모멘트에 대하여 설계되어야 한다.

4.5 2차 횔을 받는 압축부재

(1)두 축방향의 휩하중, 인접 경간의 하중 불균형 등으로 인하여 압축부재에 2축 휩모멘트가 작용되는 경우에는 2축

휩을 받는 압축부재로 설계하여야 한다.

(2)압축부재 단면의 편심거리는 소성 중심부터 축력 작용점까지 거리로 취하여야 한다.

(3)2축 휩을 받는 압축부재의 설계에 있어서 원칙적으로 계수축력과 두 축에 대한 휩모멘트의 계수휩모멘트를 구

한 후 축력과 휩모멘트의 평형조건과 변형률의 적합조건을 이용하여 압축부재를 설계하되 광범위한 연구 및 실험에

의해 적용성이 입증된 근사해법에 의하여 설계할 수도 있다.

4.6 슬래브 구조를 지지하는 압축부재

4.6.1 슬래브를 지지하는 압축부재

(1) KDS 14 20 70(1.2) 의 규정에 따르는 슬래브 구조를 지지하는 모든 축력을 받는 부재는 이 기준의 규정과 KDS

14 20 70의 요구 사항에 맞도록 설계되어야 한다.

4.6.2 바닥판 구조를 통한 기둥하중의 전달

(1)기둥 콘크리트의 설계기준압축강도가 바닥판 구조에 사용된 콘크리트 강도의 1.4배를 초과하는 경우 바닥판 구 조를 통한 하중의 전달은 다음의 (2)에서 (4)까지 방법 중 한 가지에 의해 이루어져야 한다. 그러나 1.4배 이하인 경 우는 특별한 조치를 취할 필요가 없다.

(2)기둥 주변의 바닥판은 기둥과 동일한 강도를 가진 콘크리트로 시공하여야 한다. 기둥 콘크리트의 윗면은 기둥면 에서 슬래브 내로 600mm 정도 확대하고, 기둥 콘크리트와 바닥판 콘크리트가 일체화되도록 기둥 콘크리트가 굳 지 않은 상태에서 바닥판 콘크리트를 시공하여야 한다.

(3)바닥판 구조를 통과하는 기둥의 강도는 소요 연직 다월 철근과 나선철근을 가진 콘크리트 강도의 하한값을 기준 으로 허여야 한다.

(4)길이가 거의 같은 보나 슬래브로 네 면이 횡방향으로 구속된 기둥의 접합부 강도는 기둥 콘크리트 강도의 75 % 와 바닥판 콘크리트 강도의 35 %를 합한 콘크리트의 강도로 가정하여 계산할 수 있다. 여기서, 기둥의 콘크리트 강 도는 바닥판 콘크리트 강도의 2.5배를 초과할 수 없다.

4.7 지압강도

(1)콘크리트의 설계지압강도는 $\phi(0.85f_{ck}A_1)$ 을 초과할 수 없다. 그러나 지지표면이 제하면 보다 모든 축변에서 큰 경 우 재하면의 설계지압강도는 $\phi(0.85f_{ck}\sqrt{A_2/A_1}A_1)$ 까지 증가시킬 수 있다. 단, $\sqrt{A_2/A_1}$ 값은 2 이하로 하여야 한다.

(2)4.7의 규정은 포스트텐셔닝 정착부에는 적용할 수 없다.

부록. 제로체수를 적용한 힘 및 압축 부재의 별도 설계

1. 일반 사항

1.1 적용 범위

(1)부록은 힘모멘트가 작용하는 부재의 설계휨강도, 축력이 작용하는 부재의 설계축강도, 힘모멘트와 축력이 동시 에 작용하는 부재의 설계축-휨강도를 결정하는 별도의 해석법을 규정한다.

(2)부록에 따라 결정된 설계강도는 KDS 14 20 20의 규정에 따라 결정된 설계강도를 대신하여 설계검증에 적용될 수 있다.

1.2 기호

· $e_{min}$ : 최소 편심, mm. 부록 식 (3-5) 참조

· $f_{ck}$ : 콘크리트의 설계기준압축강도, MPa

· $f_{sy}$ : 극한상태에서의 긴장재의 인장응력, MPa

· $f_{py}$ : 긴장재의 설계기준항복강도, MPa

· $f_y$ : 철근의 설계기준항복강도, MPa

· $h$ : 부재의 전체두께

· $M_{u,min}$ : 최소 계수휨모멘트, 부록 식 (3-4) 참조

· $P_u$ : 계수축력

· $e_{co}$ : 콘크리트의 압축응력-변형률 관계에서 최대 응력에 처음 도달할 때의 변형률

· $e_{cu,c}$ : 횡구속 효과를 고려한 콘크리트의 압축응력-변형률 관계에서 최대 응력에 처음 도달할 때의 변형률

· $e_{cu}$ : 콘크리트의 극한변형률

· $e_{cu,c}$ : 횡구속 효과를 고려한 콘크리트의 극한변형률

· $\phi_c$ : 콘크리트의 재료계수

· $\phi_m$ : 프리스트레스트콘크리트 부재에서 긴장재 문합길이가 정착길이보다 작은 프리텐션 부재의 강도수정계수

· $\phi_s$ : 철근과 긴장재의 재료계수

2. 설계 일반

2.1 설계강도 해석의 원칙 및 가정

(1)철근콘크리트 구조물과 프리스트레스트콘크리트 구조물의 부재와 부재 간의 연결부 및 각 부재 단면의 휨모멘트와 축력에 대한 설계강도는 재료의 설계기준강도에 재료계수를 곱한 설계재료강도를 사용한 해석적관로 결정하여야 한다.

(2) 휨모멘트와 축력을 받는 부재의 설계강도 해석에 압의 평형조건과 변형률 적합조건을 만족시켜야 한다.

(3) 콘크리트와 철근 및 긴장재의 변형률은 중립축부터 거리에 비례하는 것으로 가정할 수 있다. 그러나 KDS 14 20 20(4.2.4)에 규정된 깊은보의 비선형 변형률 분포를 고려하여야 한다. 깊은보의 설계에서 비선형 변형률 분포를 고려하는 대신 스트럿-타이 모델을 적용할 수도 있다.

(4) 휨모멘트와 축력을 받는 부재의 설계강도 해석에는 KDS 14 20 20(4.1.1(7))에 규정되어 있는 포물선-직선 형상의 콘크리트 압축응력-변형률 분포 또는 KDS 14 20 20(4.1.1(8))에 규정되어 있는 등가 직사각형 응력블록을 적용할 수 있으며, 휩방향철근에 의한 횡구속 효과를 고려할 때에는 KDS 14 20 20(4.1.1(9))에 규정되어 있는 응력-변형률 관계를 적용할 수 있다. 다만, 이들의 압축응력-변형률 관계에서 KDS 14 20 20(식 4.1-1), KDS 14 20 20(식 4.1-2), KDS 14 20 20(식 4.1-6)의 $f_{co}$ 와 등가 직사각형 응력블록의 응력값을 결정할 때 사용하는 $f_{co}$ 는 콘크리트의 재료계수 $\phi_c$ 를 적용한 설계재료강도 $\phi_c f_{co}$ 로 대체하여 적용하여야 한다.

(5) 휨모멘트와 축력을 받는 부재의 설계강도 해석에는 KDS 14 20 20(4.1.1(4))에 규정되어 있는 선형탄성-완전소성의 철근의 응력-변형률 관계를 적용할 수 있다. 다만, 이 응력-변형률 관계에서 최대응력 $f_y$ 는 철근의 재료계수 $\phi_s$ 를 적용한 설계재료강도 $\phi_s f_y$ 로 대체하여 적용하여야 한다.

(6) 휨모멘트와 축력을 받는 프리스트레스트콘크리트 부재의 설계강도 해석에는 KDS 14 20 60(4.4.1)에 규정되어 있는 긴장재의 응력-변형률 관계를 적용할 수 있다. 다만 긴장재의 응력 $f_{ps}$ 는 긴장재의 재료계수 $\phi_s$ 를 적용한 $\phi_s f_{ps}$ 로 대체하여 적용하여야 한다.

(7) 휨모멘트와 축력을 받는 저보강 단면의 프리스트레스트콘크리트 부재의 설계강도 해석에는 긴장재의 응력 $\phi_s f_{ps}$ 대신 긴장재의 항복응력에 재료계수 $\phi_s$ 를 적용한 $\phi_s f_{py}$ 를 사용하여 근사값의 설계휨강도를 구할 수 있다.

2.2 재료계수와 강도수정계수

(1)재료계수는 다음의 값을 적용하여야 한다.

① 콘크리트 $\phi_c$

$\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots 0.65$

② 철근과 긴장재 $\phi_s$

(2)프리스트레스트콘크리트 부재에서 긴장재 문헌길이가 정착길이보다 작은 프리텐션 부재의 설계휨강도는 설계 재료강도를 사용하여 해석한 휨강도에 다음의 강도수정계수 $\phi_e$ 를 곱한 값으로 결정하여야 한다.

① 부재의 단부부터전달길이 단부까지 $\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots 0.85$

② 전달길이 단부부터정착길이 단부사이의 강도수정계수는 0.85에서 1.07까지 선형적으로 증가시킨다. 단만, 긴장재가 부재 단부까지 부착되지 않은 경우에는 부착력 저하 길이의 끝부터 긴장재가 매입된다고 가정하여야 한다.

3. 설계 검증

3.1 변형률 한계 및 중립축 한계

(1) 휨모멘트가 작용하는 부재는 압축 연단의 변형률이 KDS 14 20 20(4.1.1)에 규정된 콘크리트의 극한변형률 $\varepsilon_{cu}$ 또는 $\varepsilon_{cc,f}$ 에 도달할 때를 극한상태로 간주한다.

(2) 압축력만 작용하는 부재는 단면의 변형률이 KDS 14 20 20(4.1.1)에 규정된 콘크리트의 변형률 $\varepsilon_{co}$ 또는 $\varepsilon_{cc,f}$ 에 도달할 때를 극한상태로 간주한다. 단, 콘크리트의 크리프 영향을 고려하고자 할 때에는 $\varepsilon_{co}$ 또는 $\varepsilon_{cc,f}$ 보다 큰 값을 극한상태의 변형률 한계로 간주할 수 있다.

(3) 휨과 축력이 동시에 작용하는 부재의 설계강도해석에서 중립축이 단면 내에 있는 경우에는 휨모멘트를 받는 부재와 동일하게 압축 연단의 변형률이 KDS 14 20 20(4.1.1)에 규정된 콘크리트의 극한변형률 $\varepsilon_{cu}$ 에 도달할 때를 극한상태로 간주한다.

(4) 횡과 축력이 동시에 작용하는 부재의 설계강도해석에서 압축력이 지배적이어서 중립축이 단면 밖에 놓인 경우에는 압축 연단의 변형률이 한계변형률에 도달할 때를 극한상태로 간주한다. 이때의 한계변형률은 압축력과 휩모멘트의 작용을 고려한 변형률분포로 결정한다.

(5) 프리스트레스를 가하지 않은 휩부재는 설계휨강도 해석에서 구한 중립축의 깊이가 다음 값의 최대 허용중립축 깊이 이하이어야 한다.

$c_{max} = \frac{\varepsilon_{cu}}{\varepsilon_{cu} + 0.4 \varepsilon_y} d$ (3-1)

3.2 설계축강도와 최소 계수휩모멘트

(1)압축부재의 설계축강도는 다음과 같이 결정하여야 한다. 단, KDS 14 20 20(4.1.1(9)) 에 따라 횡방향 구속효과를 고려하는 경우에는 이 값을 초과할 수 있다.

① 프리스트레스를 가하지 않은 압축부재에서 축방향철근의 설계항복변형률 $\varepsilon_{sy}$ 가 KDS 14 20 20(4.1.1) 에 규정된 콘크리트의 변형률 $\varepsilon_{cu}$ 이하인 경우 다음 식에 따라 설계축강도를 결정하여야 한다.

$P_{no} = \phi_c 0.85 f_{ck}(A_g - A_{st}) + \phi_s f_y A_{st}$ (3-2)

② 프리스트레스를 가하지 않은 압축부재에서 축방향철근의 설계항복변형률 $\varepsilon_{sy}$ 가 KDS 14 20 20(4.1.1) 에 규정된 콘크리트의 변형률 $\varepsilon_{cu}$ 를 초과할 경우 다음 식에 따라 설계축강도를 결정하여야 한다. 단, 콘크리트의 크리프 영향을 고려하고자 할 때에는 $\varepsilon_{cu}$ 대신 증가된 변형률 한계를 적용하고 축방향철근의 항복 여부를 판단하여 설계축강도를 결정할 수 있다.

$P_{no} = \phi_c 0.85 f_{ck}(A_g - A_{st}) + \phi_s \varepsilon_{cu} E_s A_{st}$ (3-3)

③ 프리스트레스트를 가한 압축부재는 단면의 변형률이 KDS 14 20 20(4.1.1) 에 규정된 콘크리트의 변형률 $\varepsilon_{cu}$ 에 도달하였을 때 강재의 변형률에 해당하는 응력과 콘크리트의 응력으로 설계축강도를 결정하여야 한다. 이때의 강재와 콘크리트의 응력은 부록 2.2(1)에 정의된 재료계수를 적용한 응력을 사용하여야 하며, 강재의 응력은 프리스트레스를 고려하여 결정하여야 한다. 단, 콘크리트의 크리프 영향을 고려하고자 할 때에는 $\varepsilon_{cu}$ 대신 증가된 변형률 한계를 적용하여 설계축강도를 결정할 수 있다.

(2) 편심 없이 축력이 작용하는 압축부재도 단면의 각 주축에 대하여 $e_{min}$ 의 최소편심으로 계수축력이 작용하는 것으로 가정하여, 다음 부록 식 (3-4)에 따라 결정된 최소 계수휨모멘트 $M_{c,min}$ 가 계수축력 $P_u$ 와 함께 작용하는 휨압축부재로 설계하여야 한다. 최소편심 $e_{min}$ 는 단면의 각 주축에 대하여 다음 부록 식 (3-5)에 따라 결정하여야 한다.

여기서 $h$ 는 단면의 각 주축에 대한 부재의 전체두께로서, $e_{min}$ , 15, $h$ 는 모두 mm 단위이다.

$M_{c,min} = P_u e_{min}$ (3-4)

$e_{min} = 15 + 0.03h$ (3-5)