1. 연구 배경

본 연구는 PC(Precast Concrete)공법으로 구성되는 모멘트골조의 내진성능에 관한 것이다. 구체적으로는 보-기둥 접합부를 건식접합으로 구성하면서 요구되는 성능을 발휘할 수 있는 공법을 개발하는 것이다. PC 구조의 접합부를 건식화하는 데 어려운 점은 부재의 제작 정밀도와 함께 현장 시공오차를 최소화하는 것이며, 시공단계의 하중에 대한 안전성을 확보하는 것이 중요하다. 습식접합은 접합부에 후타설 되는 콘크리트를 통하여 연결(이음 혹은 정착)되는 철근의 연속성을 확보하기 때문에 제품의 정밀도나 시공 등에서 발생하는 오차를 접합부에서 어느 정도 소화시킬 수 있다. 반면에 건식접합에서는 연결하고자 하는 철근의 힘을 연결되는 철근에 직접 전달하여야 하기 때문에 오차 관리가 매우 중요하며, 높은 성능의 연결기구도 필요로 한다.

건식접합으로 구성되는 보-기둥 접합부에 대한 기존 연구는 많지 않으며, 기존 연구의 대부분은 PC 구조에 대한 내진설계 기준이 갖춰지지 않던 시기에 진행된 연구들^{(Song and Yu 2006; Lee et al. 2014a; Lee et al. 2014b; Kim et al. 2023)}이기 때문에 현행 기준의 관점으로 평가하기 쉽지 않은 실정이다. 최근에는 부분건식접합 등의 방법을 사용하여 물류창고의 구조로 개발된 PC 보-기둥 접합부에 대한 연구들^{(Jang et al. 2021; Lim et al. 2022; Oh et al. 2022; Moon et al. 2024)}이 있었지만 부재 크기나 접합부 형태 등이 공동주택의 구조형식으로 적합하지 않다. 여기서 부분 건식이란 판넬존 일부를 습식으로 구성하는 공법을 의미한다.

설계기준의 관점에서 미국은 PC 특수모멘트 골조에 대하여 ACI 문헌 등에서 제시하는 실험을 통한 평가방법^{(ACI 374.2R 2013)}이 있지만, 중간모멘트골조에 대한 평가방법은 문헌에 없다^{(PCI 2017)}. 우리나라에서는 PC 구조에 대한 설계기준 KDS 41 20 10^{(MOLIT 2024a)}을 제정하였으며, 여기에서는 중간모멘트저항골조에 대한 성능평가 방법도 제시하고 있다. 본 연구의 선행(1차) 연구^{(Oh et al. 2024)}에서는 건식접합을 사용한 보-기둥 접합부를 대상으로 PC 중간모멘트저항골조의 내진성능 달성 여부를 평가한 바 있다.

본 연구에서는 선행(1차) 연구의 연구성과를 바탕으로 시공성과 안전성을 개선한 건식접합에 의한 PC 중간모멘트저항골조에 해당하는 구조시스템을 개발하고, 내진설계기준(건축물 프리캐스트 콘크리트구조 설계기준)에 따라 내진성능 달성 여부를 평가하는 것을 목표로 연구를 계획하였다. 이상과 같은 건식접합 공법에서는 연결기구가 필요하기 때문에 연결기구가 조립단계에서는 시공하중도 지지할 수 있는 공법을 개발하고자 하였다.

2. 연구의 내용 및 방법

1차 연구에서는 연결기구를 철물로 제작하였으나 2차 연구에서는 철물 대신 주물로 제작하였다. 주물의 경우 대량 생산이 가능하여 경제성을 달성할 수 있기 때문이다. 이와 함께 1차 연구에서 다소 부족한 성능을 보였던 철근 나사산 가공 문제를 해결하였다. 또한 추가 연구의 공법으로 스플라이스 슬리브를 연결기구로 사용하는 공법도 개발하여 내진성능을 평가하고자 하였다. 상기 중에서 첫 번째 연결기구는 B-브라켓, 두 번째는 S-브라켓이라 이름 붙였고, 그 형상은 Fig. 1과 같다.

B-브라켓은 나사산 가공된 철근을 워셔와 너트를 통하여 브라켓에 체결하여 철근의 기계적 이음을 달성하며, S-브라켓은 통상적인 스플라이스 슬리브와 동일한 방식으로 무수축 모르타르를 주입하여 기계적 이음을 달성하는 방식이다. 이들 브라켓은 PC 기둥에 삽입된 상태로 제작하여 조립단계에서 보 및 덧침콘크리트의 자중을 지지하며, 완공된 상태에서는 보 하부철근에 대한 기계적 이음 역할을 하여 전체적으로는 내진성능 발현에 기여하게 된다.

연구는 (1) 주물에 대한 재료시험 및 각 브라켓에 대한 해석 연구, (2) 철근에 대한 기계적 이음장치(연결기구)로서 연결성능에 대한 시험연구, (3) 보-기둥 접합부 실험체의 구조실험에 의한 내진성능 평가연구 등의 단계로 진행하였다.

Fig. 1 Connection device shapes

3. 연결기구의 성능

본 연구에서 사용하는 주물재료는 구상흑연주철 GCD 600-3A로 이는 ASTM A536의 등급 80-55-06과 유사한 성능을 가지는 것으로 되어 있다. ASTM에 따르면 등급 80-55-06의 항복강도는 380 MPa 이상, 최대 인장강도는 550 MPa 이상이다. 실험연구에 사용하고자 하는 주물에 대한 재료의 실제 성능을 평가하기 위하여 재료시험을 실시하였으며, 그 결과는 비교 대상 철근(SHD25, UHD25)에 대한 인장시험과 비교하여 Fig. 2에 나타냈다. 그 결과 항복점은 다소 낮으나 최대강도는 SHD25 및 UHD25의 사이에 있다는 것을 알 수 있다. 또한 ASTM A536의 등급 80-55-06의 항복강도가 380 MPa이므로 제품의 재료 특성과 유사한 항복강도가 발현되었음을 확인할 수 있다.

Fig. 2 Tensile test results of castings

브라켓형 연결기구 중에서 B-브라켓은 주물로 제작된 철판을 통해서 철근의 힘이 전달되기 때문에 B-브라켓의 형태와 응력상태를 고려하여 전면부 철판의 두께를 결정하였다. 이를 위하여 Fig. 3과 같은 방법으로 B-브라켓의 형태에 대한 비선형 유한요소해석을 수행하였다(midasFEA 사용). 철근의 힘은 워셔를 통해서 전달되므로 워셔가 B-브라켓과 만나는 안쪽 면에 하중을 가하였고, 앞면과 뒷면이 대칭인 것으로 가정하여 1/2 부분을 모델하고 중앙부에 경계조건(고정단)을 부여하였다. 재료의 특성은 Fig. 2의 시험결과를 반영하였다. B-브라켓의 전면부 철판의 두께 20t, 25t, 30t 등 세 가지 모델을 대상으로 해석을 수행하고 그 결과를 UHD25에 대한 재료특성과 비교하였다. 해석결과를 정리한 Fig. 4에 근거하여 UHD25 철근의 경우 전면부 철판의 두께로 30t를 사용하도록 결정하였다. 그 결과 철근이 항복($f_y$)할 때의 X-방향 변형이 0.9 mm 정도, 최종 파괴($f_u$)될 때의 변형은 1.3 mm 정도가 되었다. 또한 그래프로부터 철근의 항복강도 대비 브라켓의 최대강도 비는 1.68, 철근의 최대강도 대비 브라켓의 최대강도 비는 1.35임을 읽을 수 있다. 그림에서 해석이 종료된 점은 최대하중 점이 아니라 해가 발산하여 더 이상의 수렴해를 얻지 못한 점이므로 실제 강도(혹은 예상강도)는 이보다 더 커질 것이다. 그리고 이와 같은 해석연구의 목적은 전면부 철판에서 워셔 및 너트를 통하여 철근이 연결되기 때문에 접촉면에 큰 변형이 발생하지 않도록 한 것이다.

Fig. 3 FEM analysis

Fig. 4 Analytical study of B-brackets

S-브라켓에 대해서는 단면 성능에 대한 선형해석 연구를 실시하였다. 스플라이스 슬리브에 대한 기존연구 데이터는 많이 축적되어 있기 때문에 여기에서는 조립단계에서 S-브라켓이 받게 되는 응력을 검토하고자 하였다. Fig. 5와 같은 형상의 단면에 대하여 시공하중에서의 휨응력과 전단응력 분포를 산정하였으며, 그 안전성을 평가하였다. 브라켓은 조립단계에서 보 자중과 덧침콘크리트의 자중을 지지하여야 하기 때문에 이러한 시공하중에 대한 단면 성능을 평가한 것이다.

Fig. 5 Section stress of the S-bracket (unit=MPa)

브라켓형 연결기구는 인장력을 받는 이형철근의 기계적 이음을 위한 것이므로 KDS 14 20 52^{(MOLIT 2024b)}의 규정에 의해 KCI-ST103^{(KCI 2024)} <철근 기계적 이음 등급평가 방법>에 따른 이음등급을 평가하였다. 평가결과는 Table 1에 정리하여 나타냈다.

시험결과 B-브라켓은 평균 잔류변형 0.38 mm와 설계항복응력의 1.25배를 초과하는 실험강도의 이음성능을 보였다. 이는 KCI-ST103의 1등급 요구 값인 0.3 mm를 미소하게 0.08 mm만큼 초과하는 결과에 해당한다. 실험 후 관찰 결과 너트와 맞닿는 워셔의 표면부에서 국부적인 지압으로 인한 함몰 현상이 발생한 것을 확인하였다. 따라서 B-브라켓은 워셔를 열처리 등으로 표면 경도를 높이거나 지압면적을 약간 크게 한다면 KCI-ST103에 따른 1등급 이음성능을 확보할 수 있는 것으로 판단할 수 있었다. 한편 S-브라켓은 모든 시험체에서 0.3 mm 미만의 잔류변형과 설계항복응력의 1.25배를 상회하는 실험강도를 보이면서 1등급 이음성능의 요구조건을 만족하였다.

4. 실험 계획

실험연구는 두 가지 유형의 브라켓형 연결기구를 사용하여 건식접합으로 구성되는 보-기둥 접합부를 대상으로 하였다. 접합부가 중간모멘트저항골조의 내진성능을 가지는지 평가하기 위하여 실물 크기 3개의 실험체를 계획하였다. 실험체 변수는 브라켓 유형, 보 및 기둥 단면의 크기를 대상으로 하였다. Table 2에 나타낸 실험체 이름에서 첫 번째 숫자는 일련번호, 두 번째 문자는 연결기구의 종류, 세 번째 숫자는 보 폭을 나타내는 숫자, 네 번째 숫자는 하부 철근의 개수, 다섯 번째 숫자는 상부 철근의 개수를 나타낸다. 실험체 일련번호가 5부터 시작되는 이유는 1차 연구에서 4개의 실험체를 실험대상으로 했기 때문에 그 이후의 숫자를 사용한 것이다. 본 논문에서는 실험체의 이름을 편의상 5번, 6번, 7번 등의 호칭도 사용하였다.

실험체 중에서 5-B-6-3-4와 6-S-6-3-4는 층고 3.1 m, 경간 4 m의 고층 공동주택을 대상으로 기둥 600x800 mm, 보 600x600 (mm)의 단면으로 구성된 것이다. 실험체 7-S-7-3-6은 일반건물 중 경간 8.5 m인 구조형식에 적합하도록 기둥 700x700 mm, 보 700x700 mm의 단면으로 부재 설계된 실험체이다. 모든 실험체의 콘크리트 설계기준강도는 보와 슬래브의 경우 30 MPa, 기둥의 경우 60 MPa로 계획하였다. 실험체의 상세는 Fig. 6에 나타냈다. 위쪽 그림은 보 하부철근이 연결기구를 통해서 기둥을 관통하면서 이어지는 모습을 나타낸 것이며, 아래쪽 그림은 실험체의 입면을 나타낸 것이다.

Fig. 6 Specimen details

실험체에 사용되는 재료의 특성을 찾기 위하여 철근 인장시험과 콘크리트 압축강도 시험을 실시하였다. 철근의 재료시험 결과는 Fig. 2와 같은 응력-변형률 곡선에서 평균값을 찾은 결과 항복강도는 614.1 MPa이었다. 콘크리트는 공시체 시험을 통하여 PC 기둥은 71.3 MPa, PC 보는 44.9 MPa, 덧침 콘크리트는 34.6 MPa를 얻었다. 수중 양생한 무수축 모르타르의 큐빅 시험체에 대한 평균 압축강도는 56.1 MPa이었다. 실험결과 분석을 위하여 실험체에 대한 예상강도를 평가하였다. 예상강도는 재료시험 결과를 이용하여 산정한 공칭강도로 정의하였다. Fig. 7은 실험체 판넬존에서의 힘의 평형상태를 나타내고 있다. 그림은 정가력 상태를 가정하여 나타낸 것이다. 힘의 평형조건으로 구하는 가력점 하중은 두 가지 방법으로 산정하였다. 하중 $P_j$는 보와 기둥을 중심선으로 연결하는 점(중심점)에서 소성힌지가 형성된다는 가정을 사용하여 산정한 값이며, 하중 $P_f$는 판넬존 효과를 반영하기 위하여 기둥면(column face)에서 소성힌지가 형성된다는 가정을 사용하여 산정한 값이다. 이와 함께 슬리브형 실험체가 부모멘트를 받게 될 때(실험체의 좌측 보)는 압축력을 받는 하부철근 주변에 무수축 모르타르가 없기 때문에 슬리브가 끝나는 위치에서 소성힌지가 발생한다고 가정하였다.

Fig. 7 Force equilibrium at the Joint

소성힌지가 발생할 때의 모멘트는 단면의 공칭모멘트로 정의하고 보와 기둥의 공칭모멘트($M_n^+$, $M_n^-$)를 산정하였다. 공칭강도를 산정할 때 접합부에 모르타르가 없는 6번과 7번 실험체의 경우 단면이 결손된 것으로 가정하였다. 첫 번째 가정에서 중심점의 공칭모멘트는 그림에서 녹색으로 표시한 ($M_n^+$, $M_n^-$)이 되며, 두 번째 가정에서 중심점 모멘트는 그림에서 붉은색으로 표시한 ($M_j^+$, $M_j^-$)가 된다.

Table 3은 하중 단계별로 예측한 강도를 나타내고 있다. 표에서 $P_1$은 보에서 균열이 발생할 때의 하중, $P_2$는 우측보가 정방향 공칭모멘트($M_n^+$)에 도달할 때의 하중, $P_3$는 좌측보가 부방향 공칭모멘트($M_n^-$)에 도달할 때의 하중이다. 보의 모멘트 내력 합 대비 기둥의 모멘트 내력 합의 비율($\sum M_c / \sum M_b$)은 평균 2.26으로 보 파괴 선행형으로 계획된 것을 확인하였으며, $P_3$ 하중을 대상으로 $P_j$ 대비 $P_f$의 비율($P_f / \sum P_j$)은 평균 1.24에 해당한다.

실험체는 보 부재와 기둥 부재를 분리 제작한 후 연결기구를 사용하여 접합하는 방법으로 제작하였다. 이때 보 상부근이 기둥과 만나는 부분과 S-브라켓의 철근이 보와 만나는 부분에는 커플러를 사용하여야 하지만, 커플러로 인한 변수를 제외하기 위하여 보 상부근은 기둥에 매입한 채로 생산하였다. 보-기둥 접합부가 연결기구에 의해서 결합한 후, 5번 실험체의 접합부는 무수축 모르타르로 채웠다. 반면에 6번과 7번 실험체는 모르타르가 없을 때의 거동과 비교하기 위하여 접합부에 모르타르를 채우지 않았다. 5번 실험체만 무수축 모르타르를 채운 이유는 KCI-ST103 시험에서 잔류변형이 1등급 기준에 약간 못 미쳤기 때문이다. 실험에서의 변형률 측정 게이지(WSG)와 LVDT 설치 위치, 그리고 가력방법 등은 참고문헌^{(Oh et al. 2024)}과 동일하게 하였다.

5. 실험 결과

Fig. 8에는 횡방향 변위비 2.0 %에서 각 실험체들의 균열상황을 보이고 있다. 모든 실험체에서 정가력(파란색) 및 부가력(붉은색) 모두에 대해서 균열이 고르게 분포된 것을 알 수 있다. 이러한 균열은 보의 양단부 및 판넬존에서 고르게 분포되면서 보의 휨파괴로 진행되었음을 알 수 있다. 5번 실험체의 접합부는 무수축 모르타르를 별도의 보강 없이 채웠기 때문에 변위비 2.0 %에 도달하기 전에 이 부분이 탈락한 것으로 확인되었다. 반면에 6번과 7번 실험체의 접합부는 제작 단계부터 모르타르를 채우지 않았기 때문에 처음부터 이 부분이 비워진 상태로 가력되었음을 알 수 있다.

Fig. 8 Crack patterns

Fig. 9에는 3개의 실험체에 대한 하중-변위비의 관계와 함께 공칭강도에 의한 횡하중 내력을 점선으로 나타냈다. 공칭강도에 의한 횡하중 $E_{nt}(P_j)$와 $E_{nt}(P_f)$로 구분하여 나타냈다. 여기서 $E_{nt}$는 재료의 실제 강도를 사용하여 산정한 공칭강도를 의미하며, $P_j$와 $P_f$는 4장에서 정의한 중심점 모멘트에 의한 하중과 기둥면 모멘트에 의한 하중을 의미한다.

Fig. 9 Load–displacement relationships

실험체들은 변위비 2.5 %에 도달할 때까지 공칭강도 이상의 강도를 유지하면서 $E_{nt}(P_j)$를 크게 상회하는 강도 특성을 보였다. 그리고 강도를 높게 평가한 $E_{nt}(P_f)$와 비교했을 때도 공칭강도 이상의 우수한 성능을 보였다. 또한 사이클별로 2회의 반복하중을 가력했을 때 두 번째 사이클에서의 강도 저하도 매우 작게 나타났다. 변위비 2.5 %를 넘은 3.0 % 근처에 이르렀을 때 보에서 큰 균열이 발생하면서 파괴되었다.

Fig. 10에는 실험체의 하부근에서의 하중-변형률의 관계를 나타냈다. 6번과 7번 실험체들의 하부근은 항복변형 이상의 큰 변형에 의한 하중-변형률 관계를 나타내고 있다. 철근의 설계기준 항복강도가 600 MPa이므로 항복변형률 $3,000 \times 10^{-6}$을 넘으면 항복한 것으로 볼 수 있다.

Fig. 10 Load–strain relationships of the bottom reinforcement

따라서 S-브라켓은 철근이 항복할 때 이상의 응력상태에서도 충분한 연결성능을 보인 것으로 판단할 수 있었다. B-브라켓을 사용한 5번 실험체는 철근과 브라켓을 연결하는 곳에서 너트를 채워야 하기 때문에 변형률 게이지를 부착하지는 못했지만 변위비 2.5 %까지 6번 실험체와 유사한 거동을 보인 점에서 B-브라켓도 충분한 연결성능을 보인 것으로 판단할 수 있었다.

6. 비선형 해석 평가

구조실험 결과에 대한 상대평가는 비선형 구조해석을 사용하여 실시하였다. 해석의 목적은 실험결과가 설계 가정의 관점 대비 어느 정도의 성능을 보였는지를 객관적으로 평가하고자 한 것이다. 즉 구조해석과 같은 이론적 측면의 성능 대비 실험체의 실제 성능을 상대적 관점으로 평가하고자 한 것이다. 해석에서는 현장타설 일체형(CIP) 구조와 동일한 모델링 변수를 사용^{(ASCE/SEI-41 2017)}하므로, 일체형 대비 성능평가의 의미도 가진다고 할 수 있다.

비선형해석은 재료의 실제 강도를 사용하여 예측된 접합부 강도(Table 3)를 사용하여 모델링하였으며, 초기강성으로 보는 $0.3E_c I_g$, 기둥은 $0.7E_c I_g$를 사용하였다. 비선형해석을 위한 소성힌지는 $M-\theta$관계로 정의하였으며, 항복 회전각 $\theta_y$는 항복 곡률 $\phi_y$에 소성힌지 길이로 가정한 $0.5d$(단면의 유효높이)를 곱하여 산정하였다. 소성힌지 길이는 하중의 초기단계($P_2$이전)에서 실험결과와 유사한 거동을 보일 때를 시행착오 방식으로 구했다.

여기서 $c$는 공칭강도 때의 중립축 깊이, $\epsilon_y$는 철근재료의 실제 항복변형률이다.

Fig. 11에는 단조가력에 의한 비선형 해석결과(midasGen 사용)를 실험의 하중-변위비 관계와 비교하여 나타냈다. 그 결과 5번과 6번 실험체의 정모멘트 항복점($P_2$) 근처까지는 비선형해석의 결과와 유사한 거동을 보이고 있다. 7번 실험체는 정가력에서 비선형해석보다는 약간 낮은 강성을 보였다. 또한 5번과 6번 실험체는 변위비 1.0 % 근처에서 $P_2$에 도달하였고, 7번은 0.75 % 정도에서 $P_2$에 도달하였다.

Fig. 11 Comparison with monotonic analysis

세 실험체 모두 대략 1.5 %보다 약간 작은 변위비에서 $P_3$에 도달한 것을 알 수 있다. 변위가 더 증가하면서 5번과 6번 실험체는 한계변위비 2.0 % 도달 후 강도 저하가 발생했고, 7번 실험체는 정가력에서 3.0 %에 이를 때까지 강도가 지속적으로 증가하였으나 부가력에서는 2.0 % 이후 강도 저하가 발생했다.

Fig. 12는 각 사이클별로 최대하중을 지나 하중이 제하(unloading)되면서 변위가 영에 도달할 때까지의 거동을 그래프로 표현한 것으로 해석은 Perform3D를 사용하였다. 즉 실험체의 제하거동을 해석결과와 비교하고자 한 것이다.

Fig. 12 Comparison with cyclic analysis

실험체 5번과 6번의 경향은 거의 유사하였으므로 5번과 7번 실험체에 대한 결과를 나타냈다. 보-기둥 접합부가 불연속 없이 일체인 것으로 가정하고 해석한 것이므로 해석결과는 일체식(CIP) 구조의 거동에 근접하는 것으로 평가할 수 있다. 설계기준에서는 일체식 대비 동등성을 가지도록 하고 있기 때문이다. 그 결과 제하가 시작되어 하중이 영에 근접할 때까지는 실험과 해석의 결과가 거의 유사한 경향을 보인 것을 알 수 있다. 그러나 하중이 반전(정가력에서 부가력 혹은 그 반대)되면서 실험체의 강성이 낮게 형성되는 것을 알 수 있다. 하중이 반전될 때 열렸던 접합부에서의 균열이 닫히는 과정에서 약간의 핀칭이 발생한 것으로 볼 수 있다. 이는 PC 구조가 가지는 전형적인 특징으로 내진설계 기준에서는 이때의 강성이 초기 강성의 0.05배보다 커야 하는 것으로 규정하고 있고, 이는 7장에서 검토하였다.

7. 내진성능

실험체의 내진성능은 PC 설계기준 KDS 41 20 10^{(MOLIT 2024a)}의 동등성 평가 방법에 따라 평가하였다. 기준에 따르면 PC 중간모멘트저항골조는 2.0 %의 한계변위비까지 다음의 네 가지 조건을 만족시킬 수 있어야 한다.

① 최대 횡강도($E_{\max}$)는 공칭강도($E_{nt}$) 이상

② 최대하중의 80 % 이상

③ 영점 부근에서 초기강성($K_i$)의 5.0 % 이상

④ 상대에너지소산율은 1/8(=0.125) 이상

이 중에서 ① 항은 한계변위비 0.0 %~2.0 % 사이, ②~④ 항은 한계변위비의 두 번째 반복하중을 받을 때에 만족하여야 하는 조건이다.

Table 4에는 이상 네 가지 조건에 대한 평가 결과를 상대값으로 나타내고 있다. 상대값이란 실험결과를 설계기준의 내진성능 요구 조건의 값으로 나눈 값을 의미한다. 평가 결과 모든 실험체들은 상대값 1.0을 크게 상회하면서 KDS 41 20 10의 요구 내진성능 조건을 모두 만족하는 것을 알 수 있다. 특히 핀칭조건인 초기강성 대비 영점 부근 강성비는 평균 5.17로 매우 큰 값을 보였다. 이는 7장의 비선형해석의 제하거동에서 나타난 핀칭현상이 기준의 요구조건에 비해서 크게 안전한 것으로 평가할 수 있다. PC 구조의 내진성능에서 달성하기 어려운 조건이 핀칭조건과 에너지조건인데, 본 연구의 실험체들은 이 조건에 대해서도 매우 우수한 결과를 보였다고 판단할 수 있다.

8. 결 론

본 연구에서는 PC 모멘트저항골조를 건식접합으로 완성할 수 있는 브라켓형 연결기구를 개발하고, 실험과 해석을 통하여 이음성능과 내진성능을 평가하였다. 이음성능은 KCI-ST103, 내진성능은 KDS 41 20 10에 따라 평가하였다. 또한 실험체에 대한 비선형 정적 및 이력 해석결과와 비교를 통한 성능평가도 함께 실시하였다.

1) S-브라켓 연결기구는 모두 0.3 mm 이하의 잔류변형과 함께 설계항복응력의 1.25배를 상회하는 강도 성능을 보이면서 KCI-ST103의 1등급 이음성능을 만족하였다.

2) B-브라켓 연결기구는 설계항복응력의 1.25배를 상회하는 강도 성능을 보였지만 1등급 이음성능인 0.3 mm를 약간 초과하는 0.38 mm의 평균 잔류변형을 보였다. 이는 워셔의 경도를 높이거나 지압면적을 약간 크게 함에 의해서 해결할 수 있을 것으로 판단되었다.

3) 보-기둥 접합부 실험체에 대한 횡하중 반복실험에서 모든 실험체는 고르게 분포된 균열과 함께 높은 소성변형 능력을 보였다. 따라서 접합부에 사용된 브라켓형 연결기구(B-브라켓, S-브라켓)는 PC 보-기둥 접합부에서 일체성을 달성할 수 있도록 역할을 한 것으로 판단된다.

4) 건축물 프리캐스트 콘크리트구조 설계기준(KDS 41 20 10)의 내진성능 요구조건을 적용하여 동등성을 평가한 결과 실험체들은 모두 PC 중간모멘트골조로서의 내진성능 요구조건을 충족하였다.