2.1 실험 계획

슬래브-기둥 접합부의 거동 및 트러스 전단보강재의 구조성능을 검증하기 위하여 트러스 전단보강재를 사용하여 휨보강량, 전단보강량을 변수로 모두 6개의 실험체를 구성하였다. 변수의 종류와 각 실험체의 특징은 Table 1에서 나타난 바와 같이 휨보강량의 크고 작음에 따라서 3개씩 두 그룹(L 그룹, H 그룹)으로 구분하였다. L 그룹은 휨철근비가 작은 실험체($\rho_{t}$=0.007)이며, H 그룹은 휨철근비가 큰 실험체($\rho_{t}$= 0.014)로 구분하였다. 각 그룹은 전단무보강 실험체, 트러스 전단보강 실험체(기둥 한 면당 1개 트러스 배근), 트러스 전단보강 실험체(기둥 한 면당 2개 트러스 배근)로 구성되어 총 6개의 실험체로 실험이 진행되었다(2개의 전단무보강 실험체는 기존 연구(Jang and Kang 2019)에서 소개되었던 실험체이며, 4개의 전단보강실험체는 본 연구를 위해 새롭게 실험된 실험체이다).

실험변수와 더불어 실험에 사용될 슬래브-기둥 접합부 모델은 Fig. 3과 같다. Fig. 3의 슬래브-기둥 접합부 모델은 본 연구를 위해 이상적으로 계획된 3차원 모델로서 슬래브(1,850×1,850×210 mm)와 기둥(450×450×200 mm)으로 구성되었다.

Fig. 4는 휨철근비를 기준으로 나누어진 L 그룹과 H 그룹의 실험체 상세를 나타내고 있다. Fig. 4(a), 4(b), 4(c)는 휨철근비가 작은 L 그룹의 실험체 상세들이다. SP-L-1은 전단보강이 되어있지 않은 실험체로서 원 설계개념이 제대로 구현되는지를 파악하기 위한 기준 실험체이다.

SP-L-2는 접합부의 기둥 한 면당 Fig. 2와 같은 자립형 트러스 전단보강재 1개로 전단보강된 실험체이다. SP-L-3은 기둥 한 면당 트러스 전단보강재 2개로 전단보강된 실험체이다. SP-L-2와 SP-L-3은 휨철근비가 작을 때, 트러스 전단보강재의 배근량에 따른 접합부 거동변화를 파악하기 위한 실험체들이다.

Fig. 4(d), 4(e), 4(f)은 휨철근비가 큰 H 그룹의 실험체 상세들이다. Fig. 4(a), 4(b), 4(c)와 비교해서 Fig. 4(d), 4(e), 4(f)의 실험체 상세는 휨철근비만 다를 뿐 전단보강량 등 다른 요인들은 동일하게 계획되었다.

Fig. 5는 본 연구에서 진행할 실험의 이상화된 슬래브-기둥 접합부 실험 세팅이다. Fig. 3에 제시된 실험체를 상하로 뒤집어 기둥에 중력하중을 가력하였으며, 하부에 단순 지지조건을 설정하여 실험을 진행하였다. 실험체의 수직변위를 측정하기 위해 실험 세팅 하부에 Fig. 6과 같은 위치에 LVDT를 설치하였다.

또한, 실험체 철근의 변형률을 파악하기 위하여 스트레인 게이지를 부착하였으며 Fig. 7에서는 철근 스트레인 게이지의 위치를 표기하였다. Fig. 7(a), 7(b), 7(c)는 L 그룹 실험체에서 휨 및 전단보강재에 설치된 스트레인 게이지의 위치를 나타낸 그림이다. 휨철근의 스트레인 게이지는 FA로 표시하였고, 실험체에서 휨모멘트를 가장 많이 받을 것으로 예상되는 기둥-슬래브 접합 지점과 기둥 면과 지지점 사이의 중심지점에 스트레인 게이지를 설치하여 휨철근의 변형률을 측정하였다. 휨철근의 스트레인 게이지는 L 그룹 전체에서 동일하게 설치되었다. 반면에 전단보강재에 설치된 스트레인 게이지는 SA로 표시하였으며, 실험체의 예상 위험단면 부근을 기준으로 전단보강재의 특징에 따라서 다르게 설치되었다. H 그룹은 Fig. 7(d), 7(e), 7(f)와 같이 스트레인 게이지가 설치되었으며, 설치 위치와 목적은 L 그룹과 동일하다.

2.2 재료실험 결과

실험체 제작 및 하중가력 실험은 그룹별로 나누어 총 2회에 걸쳐 실행되었다. 따라서, 재료실험도 2회 진행되었다. 재료실험은 콘크리트 압축강도와 철근 항복강도 실험으로 구성하였다. 실험체와 동일한 강도를 측정하기 위하여 실험당일 수행되었다. Table 2에는 콘크리트 압축강도 실험 결과를, Table 3에는 철근 항복강도 실험 결과를 기술하였다. 콘크리트 압축강도는 두 그룹 모두 초기에 계획되었던 강도(30 MPa)보다 큰 값을 나타내었다. 철근의 항복강도도 초기에 계획되었던 항복강도(D10: 400 MPa, D16: 600 MPa)보다 큰 값이 측정되었다. 고강도 철근은 항복점 측정을 위해 탄성영역의 그래프를 0.2 % 오프셋 시켜 항복점을 판단하였다.

3.1 균열 및 파괴양상

Fig. 8은 L 그룹과 H 그룹의 실험체 실험 종료 후 파괴와 균열 양상을 나타낸 사진이다. 모든 실험체는 비슷한 크기의 위험 단면으로 균열이 발생하였다. 그러나 L 그룹과 H 그룹의 균열 면을 보면 휨철근비가 작은 L 그룹은 큰 균열이 주를 이루고 있으며 뚜렷한 균열 면을 보이지만 휨철근비가 큰 H 그룹은 큰 균열뿐 아니라 많은 잔 균열이 보인다. 잔 균열은 위험단면 내부에서 전체적으로 균일하게 발생하는 것으로 보인다. 이러한 균열양상의 차이는 휨철근비 영향으로 판단되며 이는 기존 실험(Jang and Kang 2019)과도 일치되는 결과라고 할 수 있다.

L 그룹의 큰 균열은 초기 대각균열 발생 시 나타난 휨-전단균열로 보인다. L 그룹 같은 경우 휨철근비가 작기 때문에 휨에 의한 손상이 크게 나타나고 이것으로 인하여 휨균열과 전단균열이 만나 확장하는 거동을 하는 것으로 보인다. 반면 H 그룹의 균열 면의 특징은 잔 균열이 많은 것이다. 이러한 이유는 균열이 발생하는 과정에서 H 그룹(휨보강이 많이 된 그룹)은 휨철근에 의해 휨강도가 증가하며, 휨균열과 전단균열이 만나 균열이 확장될 때까지의 강도가 증가하기 때문이다. 즉, 휨강도의 증가로 휨-전단균열의 진행이 늦춰져서 휨에 의한 잔 균열이 넓게 분포할 수 있는 것으로 판단된다.

3.2 하중-처짐 관계

Fig. 9는 슬래브-기둥 접합부 실험체에 작용한 하중-처짐 관계를 보여주는 그래프이다. Table 4는 Fig. 9의 최대강도와 최대강도에서의 변위를 나타낸 표이다. Fig. 9에서 그래프의 X축은 실험 시 Fig. 6의 LVDT-9(기둥 중앙 수직변위) 위치에서 측정한 수직변위로서 실험체의 처짐 값이다. 또한, Y축은 중력 방향으로 가력한 하중을 나타낸다.

Fig. 9(a)에서 나타난 L 그룹($\rho_{t}$=0.007)에서는 전단무보강 실험체인 SP-L-1이 가장 낮은 강도인 776 kN이 측정되었다. 1개의 트러스 전단보강재로 구성된 SP-L-2는 875 kN의 강도를 보이며 2개로 전단보강된 SP-L-3은 1,212 kN으로 큰 강도를 나타내며 전단보강량 증가에 따른 큰 강도 증가량을 보였다.

SP-L-1은 L 그룹에서 전단보강되지 않은 슬래브-기둥 접합부 실험체이다. Fig. 9(a)에 나타난 SP-L-1의 거동은 일정한 기울기로 하중이 증가하다가 최대하중에 도달한 뒤에는 급격히 하중이 감소하는 경향을 보인다. 이와 같은 실험체의 거동은 일반적인 전단파괴된 실험체의 거동과 같으며 취성파괴로 보인다. 그러나 Fig. 9(a)에 나타난 L 그룹의 전단보강이 된 실험체들은 극한강도 도달 이후 전단보강량에 따라 극한강도 증가와 연성능력의 향상이 보인다. 휨철근비가 큰 H 그룹($\rho_{t}$=0.014)에서 SP-H-1은 1,143 kN의 강도를 보였고 SP- H-2는 1,236 kN이며 SP-H-3은 1,717 kN으로 전단보강량이 같더라도 L 그룹보다 큰 전단강도를 보인다. Fig. 9에 따르면 모든 실험체가 실험 의도와 부합하게 전단파괴 양상을 나타내고 있다. 다만 최대강도 도달 이후 하중 감소는 실험체별로 상이하다고 할 수 있다. 휨철근량이 작고 전단보강되지 않은 SP-L-1은 최대강도 도달 이후 급격한 하중 감소를 보인다. 그러나 휨철근비가 크거나 전단보강된 실험체들은 최대강도 이후에 일정 수준의 잔류강도를 유지하며 잔류강도는 휨철근비 및 전단보강량과 비례하는 것으로 판단된다.

3.3 휨철근량과 전단보강량에 따른 거동특성

Fig. 9와 Table 4에 의하면 휨철근량이 증가했을 때, 실험체의 2면전단강도가 증가하는 것을 볼 수 있다. SP-H-1는 SP-L-1에 비하여 휨철근비가 100 % 증가함에 따라 최대강도는 47.3 %(367 kN=1143 kN-776 kN) 더 큰 강도를 발휘하였으며, SP-H-2, SP-H-3는 SP-L-2, SP-L-3에 비해 각각 41.2 % (361 kN), 41.6 %(505 kN) 더 큰 강도를 발휘하였다. 따라서, 휨철근량이 클 경우, 슬래브-기둥 접합부의 2면전단강도가 더 크게 나타나는 것을 알 수 있다.

또한, Fig. 9와 Table 4에 의하면 전단보강량을 증가시키는 경우에도 슬래브-기둥 접합부의 2면전단강도가 증가하는 것을 볼 수 있다. 휨철근비가 작은 실험체들의 경우를 살펴보면, 접합부 1면당 한 개의 트러스 바를 사용한 SP-L-2는 전단보강이 되어있지 않은 SP-L-1에 비해 12.7 %(99 kN)의 강도 증가가 있었으며, 접합부 1면당 두 개의 트러스 바를 사용한 SP-L-3은 SP-L-1에 비해 56.1 %(436 kN)의 강도 증가가 있었다. 휨철근비가 큰 실험체들의 경우에도, SP-H-2와 SP-H-3는 SP-H-1에 비해 각각 8.1 %(93 kN), 50.2 %(574 kN)의 강도 증가가 있었다. 이러한 강도 증가의 경향을 살펴보면 전단보강량 증가에 비례하여 접합부 강도가 증가하는 것이 아니라, 전단보강량이 많아질수록 접합부 강도 증가는 더 큰 비율로 일어나는 것을 알 수 있다. 이는 기존 연구(Eom et al. 2018)에서 밝혀진 바와 같이 전단보강량이 적을 경우는 비교적 초기에 최대강도를 발현하고(단, 이 시점에서 전단보강근은 큰 역할을 하기 어렵다.), 전단보강량이 많은 경우에는 초기 대각균열 이후, 콘크리트의 전단보강 기여도 감소를 전단보강 철물이 만회하여 비교적 큰 연성과 함께 최대강도를 발현하기 때문인 것으로 판단된다.

기존 장재익 등의 연구(Jang and Kang 2019)에 의하면 휨철근량이 적을 경우, 하중재하 초기에 휨에 의한 손상이 크기 때문에 전단보강철근을 많이 사용하더라도 전단보강 효과가 떨어진다고 보고하였다. 그러나 본 연구에서도 휨철근을 적게 사용하고 트러스 전단보강재를 많이 사용한 실험체 SP-L-3의 경우, 무보강 실험체(SP-L-1)나 전단보강량이 크지 않은 SP-L-2 실험체에 비해 전단보강 효과가 월등한 것으로 나타났다(Fig. 9(a) 참조).

Fig. 10은 휨철근량이 적을 경우, 재래식 전단보강재를 4열로 설치한(4-D10@85) 기존 연구(Jang and Kang 2019)의 실험체(SP-3)와 본 연구에서 사용한 트러스 전단보강재를 2개씩 설치한 실험체(SP-L-3)의 하중변위 곡선을 비교한 그림이다. 두 실험체는 비교를 위하여 동일한 전단성능을 발휘하도록 계획되었지만, Fig. 10에 의하면 트러스 전단보강재를 사용했을 경우, 2면전단강도가 월등한 것을 볼 수 있다. SP-L-3의 최대강도는 1,212 kN으로 SP-3의 최대강도(970 kN)에 비해 약 25 %의 강도가 증가된 것을 볼 수 있다. 콘크리트의 강도 기여분을 고려했을 때, 본 연구에서 사용한 트러스 전단보강재의 강도 증가효과가 기존 재래식 스터럽에 비해 월등한 것을 볼 수 있다. 이는 장재익 등의 실험 연구(Jang and Kang 2019)에서 사용된 전단스터럽과 본 연구에서 사용된 트러스 전단보강재의 형태적 차이에서 비롯된 것으로 판단된다. 트러스 철물의 경우, 대각철물 요소를 지지하는 상하현재가 슬래브에 재하되는 휨모멘트에 대해 일부 저항할 수 있는 형태이며 이러한 상하현재의 휨저항 역할은 기존 연구(Kang et al. 2013)에 보고된 바 있다. 따라서 트러스 철물의 상하현재가 슬래브의 초기 휨손상을 완화시키는 역할을 하기 때문에 전단보강 효과에 긍정적 영향을 미치는 것으로 판단된다. 따라서 트러스 전단보강재의 경우, 휨철근비가 적은 슬래브의 경우에 일반 스터럽에 비해 효율적인 구조성능을 발휘할 수 있다는 것을 의미한다.

3.4 철근 변형률 분석

Fig. 11에서는 그룹별로(H 그룹, L 그룹) 3개의 실험 결과를 그래프로 구성하였으며, 위에서부터 하중-변위 그래프, 휨보강재 변형률, 전단보강재 변형률을 나타낸 그래프이다. 하중-변위 그래프는 Fig. 9의 그래프를 실험체별로 나누어 정리하였으며, 휨과 전단보강재의 변형률은 Fig. 7에서 표시된 위치에서 측정된 값이다. 변형률 그래프의 X축은 하중-변위 그래프와 동일한 수직변위를 사용하였으며 Y축은 재료실험에서 측정된 철근의 항복강도에 대한 해당 철근의 변형률에 대한 비로 나타낸 그래프이다. 또한 그래프에 실선으로 표기된 지시선은 각 그룹에서 전단보강되지 않은 실험체의 극한강도와 변위를 나타낸 지시선이다. 이 지시선은 전단보강된 실험체와 전단보강되지 않은 실험체의 관계를 알아보기 위한 지시선이다. 그래프에서 점선으로 표기된 지시선은 각 실험체의 초기 대각균열강도를 나타내는 지시선이다.

앞 절의 연구결과를 통해 슬래브-기둥 접합부는 휨균열과 전단균열의 복합작용으로 파괴가 발생하는 것을 파악할 수 있었다. 이는 구조체의 휨손상이 선행된 상태에서 뚫림전단파괴가 일어나는 것을 의미하며, Fig. 11에서 휨철근의 변형률비를 보았을 때, 대부분의 실험체는 휨철근의 변형률비가 0.5 내외가 되었을 때 극한강도에 이르는 것을 확인할 수 있었으며 이는 기존 장재익 등의 연구(Jang and Kang 2019)에서 보고된 바와 유사한 결과이다. 이 수치는 휨철근비와 관계없이 L 그룹과 H 그룹에서 유사하며, 이러한 결과는 슬래브-기둥 접합부가 뚫림전단에 의해 파괴될 때에는 일정 수준의 휨변형에 의한 휨손상이 선행되어야 한다는 것을 다시 한번 시사해준다.

또한, 두 그룹은 초기 대각균열 이후의 휨철근 변형률비의 거동에도 차이를 보인다. 휨철근의 변형률비를 보면 L 그룹은 초기 대각균열 강도를 표시하는 점선 지시선 이후로 대부분의 휨철근의 변형률비가 일정하거나 감소하는 거동을 보인다. 반면 H 그룹은 점선 지시선 이후에 휨철근의 변형률비가 증가하는 거동도 보인다. 이러한 결과는 휨철근비가 클 때, 초기 대각균열 이후에 휨철근의 강도기여도가 증가하는 것으로 파악할 수 있다. 두 그룹 모두 점선 지시선에서 전단보강재의 변형률비는 미미한 수준이다. 각 실험체의 초기 대각균열 강도에서 전단보강재의 변형률비는 큰 값을 보이지 않고 있으며, 이 결과는 초기 대각균열에서 전단보강근의 강도 기여도는 크지 않은 것으로 파악된다. 이것은 엄태성 등의 연구(Eom et al. 2018)에서 말하는 초기 대각균열 상태와 유사하다. 현재 국내 뚫림전단강도 평가식(KCI 2017)인 식(1)은 전단철근의 기여도를 50 % 줄여서 평가하고 있다. 전단보강재의 기여도를 줄여 평가하는 방법은 전단보강재의 기여도가 작은 초기 대각균열 상태에서의 강도를 평가하는 것을 확인할 수 있다.

여기서, $V_{c,\:KCI}$는 콘크리트 전단강도, $V_{s}$는 전단보강재 전단강도이다. $f_{ck}$= 콘크리트 압축강도, $d$= 슬래브의 유효두께, $b_{0}$=뚫림전단 위함단면 둘레 길이(기둥면으로부터 $d/2$에 위치), $A_{s}$= 전단철근의 단면적, $f_{y}$= 전단철근의 항복강도, $s$=전단철근의 배근 간격, $k_{s}=\sqrt[4]{300/d}$≤1, $k_{bo}=4/\sqrt{b_{0}/d}\le 1.25$, $f_{te}=$$0.21\sqrt{f_{ck}}$, $f_{cc}=(2/3)f_{ck}$,$\cot\psi =\sqrt{f_{te}(f_{te}+f_{cc})}/f_{te}$, $c_{u}=$$d[25\sqrt{\rho /f_{ck}}-300(\rho /f_{ck})]$, $k_{s}$=슬래브의 두께계수, $k_{bo}$=위험단면 둘레 길이의 영향계수, $f_{te}$=압축대 콘크리트 인장강도, $\psi$=슬래브 휨 압축대의 균열각도, $c_{u}$=압축철근의 영향을 무시하고 계산된 슬래브 위험단면 압축대 깊이의 평균, $f_{cc}$=위험단면의 슬래브 압축대에 작용하는 평균압축응력, $\rho$=슬래브의 휨철근비로서 0.005≤$\rho$≤0.003의 범위에서 사용한다.

현재 ACI 318의 강도 평가식(ACI Committee 318 2014)의 경우, 전단보강된 슬래브-기둥 접합부 2면전단강도의 평가에 있어서(식(6) 참조), 전단보강재는 항복상태를 가정하며, 콘크리트의 기여도는 절반으로 줄이는 것을 볼 수 있다. 이는 기존 연구(Eom et al. 2018)에서 언급된 바와 같이 ACI 318의 설계철학은 전단보강근을 충분히 사용했을 때의 거동을 기반으로 제시된 것으로 판단할 수 있다.

여기서, $V_{c,\: ACI}=\dfrac{1}{6}\sqrt{f_{ck}}b_{0}d\times\min(1+\dfrac{2}{\beta_{c}},\: 1+\dfrac{\alpha_{s}d}{2b_{0}},\: 2)$, $V_{s}$는 KCI 2017의 $V_{s}$평가식과 같으며, $\beta_{c}$=집중하중이나 반력을 받는 면적의 짧은 변에 대한 긴 변의 비, $\alpha_{s}$=접합부 형태에 따른 계수로서 내부 기둥에 대해서 40, 외부 기둥(모서리 기둥 제외)에 대하여 30, 모서리 기둥에 대해서 20을 사용한다.

3.5 뚫림전단강도 설계식 검토

기존 설계기준(ACI 318R-14, KCI 2017)과 연구(Jang and Kang 2019)에서 제시된 전단보강상세 성능평가 방법의 자립형 트러스 전단보강상세에 대한 적용성을 검증하기 위하여 실험 결과를 상기 성능평가방법으로 예측/비교하였다.

KCI 2017에서의 제시한 성능평가방법은 식(1)~(5)와 같으며 ACI 318R-14에서의 성능평가방법은 식(6)과 같다. 또한, 기존 연구(Jang and Kang 2019)에서는 KCI 2017의 성능평가방법을 기반으로 휨철근량에 따른 전단보강성능의 변화를 다음 식(7), (8)과 같이 반영하였다.

여기서, $V_{c,\:KCI}$는 KCI 2017 콘크리트 전단강도, $V_{s}$는 전단보강재 전단강도, $\alpha$는 휨철근량이 전단철근의 전단강도에 미치는 영향을 반영하는 계수이다.

Table 5는 L 그룹과 H 그룹의 극한강도와 현행기준에서 제시하는 평가식으로 뚫림전단강도를 계산하였으며, 각 기준의 평가강도에 대한 극한강도의 비를 나타내고 있다. 평가식으로 각도가 입체적인 트러스 전단보강재의 전단강도 $V_{s}$를 계산하기 위하여 트러스 전단보강재를 입면으로 투사했을 때의 각도를 이용하였다(Fig. 2 참조). Fig. 12(a)와 12(b)는 Table 5에서 계산한 ACI 318R-14와 KCI 2017에 대한 극한강도비를 전단보강비에 따라 나타낸 그래프이다. 전단보강되지 않은 실험체는 X축이 “0”이며 전단보강량이 적은 실험체는 전단보강비($A_{s}/(d\times s)$) 0.0096, 그리고 전단보강량이 많은 실험체는 전단보강비 0.0193의 위치에 표시하였다.

ACI 318R-14의 뚫림전단강도와 실제 극한강도비는 0.74에서 1.22까지 큰 범위의 분포를 보인다. 또한, 휨철근비가 큰 H 그룹은 강도 비가 1.0 이상으로 기준에서 실제 극한강도보다 과소평가하여 다소 안전측인 평가로 보인다. 그러나 휨철근비가 적은 경우에는 모든 실험체의 강도를 과대평가하여 비안전측의 평가 경향을 보인다. 반면 KCI 2017의 강도 비 평가를 보면 ACI 318의 평가보다 더욱 정확한 평가를 하는 것으로 보인다. 이러한 경향은 KCI 2017에서는 콘크리트에 의한 2면전단강도 산정 시 휨철근비의 영향을 고려하였기 때문으로 보인다. 그러나 전단보강재에 의한 2면전단강도 산정 시 휨철근의 영향을 고려하지 않기 때문에 휨철근비가 작고 전단보강재를 사용한 경우에 L그룹 전단보강 실험체의 실험 결과를 다소 과대평가하는 경향이 있다.

Table 5와 Fig. 12(c)는 기존 연구(Jang and Kang 2019)에서 제안된 설계식(7), (8)을 본 연구의 실험체에 적용하여 계산한 강도와 실제 강도비의 분포를 나타낸 그래프이다. Fig. 12(c)의 강도비 범위는 0.94에서 1.22로 KCI 2017와 유사한 정확도를 보이며, 전반적으로 안전측으로 강도를 추정할 수 있다. 기존 연구(Jang and Kang 2019)에서는 휨철근량에 따른 전단보강성능의 변화를 반영하는 식(7), (8)을 검증하기 위하여, 다수의 기존 실험 결과에 대한 ACI 318R-14 기준, KCI 2017 기준 및 상기 연구에서의 제안식 (7), (8)의 예측결과를 슬래브 휨철근비에 따라 정리하여 Fig. 13으로 나타내었다. 기존 실험 결과에 대한 상세한 정보는 Jang and Kang 2019 및 Eom et al. 2018의 연구에서 살펴볼 수 있다. 비교를 위하여 본 연구에서 실시된 실험 결과(“▲” 표식)를 추가로 Fig. 13에 표시하였다. Fig. 13에 의하면 장재익 등의 연구(Jang and Kang 2019)에서 제안된 성능평가방법(식(7), (8))은 기존 실험 결과뿐만 아니라 트러스로 전단보강된 슬래브-기둥 접합부의 2면전단강도를 안전측으로 비교적 정확하게 평가하는 것을 알 수 있다. 따라서 트러스근으로 전단보강된 슬래브-기둥 접합부의 2면전단강도를 합리적으로 평가하기 위해서는 식(7), (8)의 평가방법을 사용하는 것이 바람직하다고 판단된다.