1. 서 론

최근 국내에서는 인건비 상승에 따른 비용 증가와 공기단축의 필요성에 따라 모듈화된 부재를 현장에서 조립하는 모듈러 건축에 관한 관심이 증가하고 있다. 콘크리트 부재의 모듈러 건축을 위해서는 공장 생산된 콘크리트 부재를 현장에서 조립하는 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, PC) 공법이 필수적이다. 최근 PC 공법은 물류창고, 공장, 지하 주차장 등과 같은 다양한 골조 건물에 적용되고 있다. 또한 LH공사를 필두로 다양한 형태의 주거 건물에 적용하기 위한 시도가 계속되고 있다. 우리나라의 아파트는 기본적으로 벽식구조를 기반으로 하고 있다. 비록 최근에는 고층화된 주상복합아파트가 많이 건설되고 있지만, 벽식구조가 가지는 장점이 많기 때문에 PC 벽식구조의 현장 적용을 통한 활성화가 필요하다.

PC 구조의 설계를 위한 구조기준은 PC 구조가 활성화되던 시기에 프리캐스트 콘크리트 조립식건축 구조설계기준^{(MOC 1992)}이 제정되어 한시적으로 적용되었으나 건축물에 대한 PC 구조의 수요가 감소함에 따라 기준의 개정이 진행되지 않았다. 최근 건축물의 PC 구조에 대한 수요가 다시 증가함에 따라 국내외 최신 연구결과^{(Seo et al. 1998; Seo et al. 2023a, b; KCI 2019)}를 반영한 건축물 프리캐스트 콘크리트구조 설계기준^{(KCI 2024)}이 다시 제정되었다. 이 신설기준에서는 PC 벽식구조를 중간구조벽과 특수구조벽으로 구분하여 정의하고 있다. PC 중간구조벽은 일체식 보통구조벽과 동등한 구조성능을 가지고 PC 특수구조벽은 일체식 특수구조벽과 동등한 구조성능을 가지는 벽체이다.

PC 구조에서 부재가 연결되는 접합부는 구조적으로 가장 중요한 부분 중의 하나이다. PC 벽식구조의 접합부에 대해서는 일찍이 많은 연구가 수행되었지만^{(Seo et al. 1994; Park et al. 1994; Chung et al. 1995)} 최근의 설계개념과 시공현황을 고려하기 위해서는 추가의 연구들이 필요하다. 최근 벽식 PC 구조에 관한 연구들^{(Lee et al. 2019; Seo et al. 2020; Seo et al. 2023a, b; Yun et al. 2024; Lee et al. 2025)}이 수행되었지만, PC 중간구조벽의 구조성능을 명확하게 파악하기 위한 연구는 부족한 실정이다.

이에 따라, 본 연구에서는 시공성을 고려한 여러 수직접합부 상세에 따른 PC 중간구조벽의 횡력에 대한 구조성능을 실험으로 규명하고자 한다.

2. 실 험

2.1 실험체 계획

실험은 수직접합부를 중심으로 좌우에 두 개의 벽체가 연결된 PC 벽체에 대한 횡력 실험으로서 주요 변수는 수직접합부의 상세이다. Table 1과 같이 총 4개의 PC 벽체를 계획하였으며 실험체 상세는 Fig. 1과 같다. 모든 실험체의 벽체 단면형상과 수직접합부의 폭, 전단키의 형상은 동일하다. 벽체 수직철근과 수평철근은 모두 복배근으로 각각 SHD13@135와 SHD10@250이다. 수직철근은 기초에 정착한 후 가력용 보까지 연속되어 있으며 기초와 벽체는 일체로 타설하도록 하였다. 수직접합부 내 수평철근은 기존 루프철근 상세, 루프철근을 90° 회전시킨 상세, 그리고 헤드철근에 나선철근으로 구속한 상세의 세 가지이며 각 상세는 Fig. 2에 나타낸 바와 같다. 상세 A1인 실험체는 루프철근의 양단이 각 벽체에 정착된 복배근의 형태이고 루프철근을 90° 회전시킨 상세 A2는 단배근으로 좌우벽이 연결되는 경우와 복배근으로 연결되는 두 가지를 계획하였다. 헤드철근인 상세 A3는 각 벽체에 단배근 형태로 배근되어 있다. 상세 A2로서 복배근한 PCW-1.0A2-1.2는 철근량 증가에 따라 다른 실험체 접합부 항복강도의 1.2배가 된다.

실험체 제작은 벽체와 기초를 일체로 타설하고 콘크리트 압축강도가 충분히 발현된 이후에 수직접합부 내 콘크리트를 타설하였다.

Table 1 Specimen list

Specimen	Type of vertical joint	$h/l_w$	Strength of vertical joint
PCW-1.0A1	Conventional LB (A1)	1.0	$1.0s_y$
PCW-1.0A2	Revised LB (A2)	1.0	$1.0s_y$
PCW-1.0A3	HB with spiral (A3)	1.0	$1.0s_y$
PCW-1.0A2-1.2	Revised LB (A2)	1.0	$1.2s_y$

Notes: $h$ : height from the top of foundation to center of loading; $l_w$: wall length; LB: loop bar; HB: headed bar; $s_y$: yield strength

Fig. 1 Specimen dimensions (unit: mm)

Fig. 2 Vertical joint details

2.3 가력 및 측정방법

실험은 한국교통대학교 국제공인시험연구센터 실험실에서 진행되었다. Fig. 3과 같이 실험체를 반력바닥에 총 8개의 50 mm 직경의 고력볼트로 고정하고 가력용 보와 수평으로 나란하게 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 설치한 뒤 보에 횡력이 작용되도록 하였다. Fig. 3에 표시된 (+)와 (-)는 하중 작용방향을 나타낸다. 가력을 위하여 보의 양단부에 강성이 큰 ㄱ자 형태의 철판을 부착하고 이 철판을 4개의 긴 볼트로서 보 길이방향으로 결합한 뒤 횡력은 보 단부를 미는 방식으로 하중이 도입되도록 하였다. 이렇게 함으로써 수직접합부를 중심으로 좌우 벽체가 독자적인 거동이 가능하게 하였다. 또한 보의 양 측면에 총 네 군데 면외 변형 방지용 베어링을 설치하여 횡변위가 증가함에 따라 발생할 수 있는 벽체의 뒤틀림에 의한 면외 변형을 방지하였다.

실험 진행 시 횡방향 수평변위를 측정하기 위하여 보의 중심선과 나란하게 수평방향 변위계 LV1, LV2를 설치하고 기초의 미끄러짐 LV3과 들림변위 LV4, LV5를 측정하기 위하여 추가의 변위계를 설치하였다. 또한 벽체 내에서 발생하는 휨변형과 전단변형을 측정하기 위하여 변위계를 설치하였다. 각 변위계의 설치 위치는 Fig. 4(a)에 나타낸 바와 같다. 또한 실험 진행 동안 철근의 변형률 변화를 측정하기 위하여 Fig. 4(b)와 같이 소성힌지 구간 내 수직철근과 수평철근에 변형률게이지를 부착하였다.

실험 시 횡력은 탄성 구간에서는 하중제어방식으로 초당 0.5 kN씩 증가 또는 감소시켜 진행하다가 ACI 550.6⁽²⁰¹⁹⁾에서 권장한 바와 같이 변위제어방식으로 증가시켰으며 각 변위 단계별로 3 사이클씩 반복 가력하였다. Fig. 5는 실험체에 적용한 변위이력을 나타낸다.

Fig. 3 Test setup

Fig. 4 Sensor locations

Fig. 5 Drift history applied to specimens

2.4 실험결과

2.4.1 실험체 파괴상황

실험체의 균열진행 양상은 Fig. 6과 같이 모든 실험체에서 유사하게 나타났다. 변위비 증가에 따라 벽체 인장측 좌우 단부 하부에서 수평균열이 형성된 이후 수직방향으로 일정한 간격을 유지한 채 새로운 수평균열들이 벽체에서 형성되었고 이 수평균열들은 점진적으로 경사균열로 변하면서 압축연단으로 확장되는 양상을 보였다. 최종적으로는 기초에 가까운 좌우 하부 벽체에서 사압축에 의한 파괴가 발생하면서 파괴에 이르러 휨거동에 의해 지배되었다.

수직접합부의 파괴양상을 보면, 접합부 상세와 상관없이 모든 실험체는 벽체의 좌우 단부에서 발생한 수평균열이 수직접합부를 관통하여 인접한 벽체로 균열이 연장되는 양상을 보였다. 즉 벽체에서 발생한 주 압축응력선이 수직접합부에서 단속되지 않고 인접 벽체로 연장되어 수직접합부를 통하여 좌우 벽체가 일체로 거동하였음을 의미한다.

Fig. 6 Failure patterns

2.4.2 하중-횡변위 곡선

작용 횡력에 대한 각 실험체의 파괴 시까지의 수평변위를 그래프로 나타내면 Fig. 7과 같다. 그래프 내에 점선으로 표시된 $P_n$은 4절에 나타낸 바와 같이 벽체와 수직접합부의 재료 공칭강도를 기반으로 계산한 설계내력이다. 또한 $P_u$와 $P_f$는 각각 실험결과 최대하중과 파괴 시의 하중, $\theta_u$와 $\theta_f$는 각각 그때의 변위각을 나타낸다. 파괴하중은 ^Park(1989)에 의해 정의된 바와 같이 최대하중을 지나 20 % 내력이 저하되었을 때 $0.8P_u$로 정의하였다. 모든 실험체의 최대내력은 공칭내력을 다소 상회하는 것으로 나타났다. 공칭내력에 대한 비교는 4.1에서 설명하도록 한다.

모든 실험체는 최대내력에 도달한 이후 하중이 점진적으로 저하되는 양상을 보였다. 최대내력에 도달할 때의 변위비는 정방향과 부방향 모두 1 % 부근으로 거의 유사하게 나타났다. 이는 전술한 실험체의 파괴양상에서 볼 수 있듯이, 압축 단부에서의 압축 파괴에 의해 전체 거동이 지배되었고 이 단부에 특별한 횡구속 보강이 없기 때문에 모든 실험체의 최대내력 도달 시의 변위비가 유사하게 나타난 것으로 볼 수 있다. 이에 따라 모든 실험체에서 하중 반전 후 핀칭이 발생하는 이력곡선이 나타났다.

각 실험체의 하중-변위 포락곡선을 함께 나타내면 Fig. 8과 같다. 동일한 형상비에서는 수직접합부의 상세에 따른 차이 없이 모두 유사한 포락곡선을 보였다.

Fig. 7 Load-displacement curves of walls ($h/l_w=1.0$)

Fig. 8 Envelope curves of all specimens

2.4.3 철근의 변형률

실험체 내 변형률 게이지가 부착된 곳은 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같이 벽체 수직철근의 하부, 소성힌지 구간 내 수평철근, 그리고 수직접합부 수평철근이다. 벽체 내 수직철근 (Fig. 4의 1~4)은 모두 최대하중 부근에서 항복하였으며 수평철근은 실험체 파괴에 이르러 항복에 도달하였으며, 모두 휨파괴하였다. 수직접합부 수평철근의 변형률을 나타내면 Fig. 9와 같다. 헤드 바를 수평철근으로 사용한 PCW-1.0A3에서 최대하중 부근부터 변형률이 항복변형률을 초과하고 사이클 증가에 따라 점진적으로 증가한 후 복원되지 않는 양상을 보이는 반면에 나머지 세 실험체에서는 최대하중까지 항복에 도달하지 않았다. 특히 PCW-1.0A1과 PCW-1.0A2-1.2 실험체는 최종 파괴 시까지 철근이 항복변형 이내의 탄성거동을 보였다.

Fig. 9 Strain curves of horizontal bars in vertical joint

3. 내진성능 평가

각 실험체의 항복하중, 최대하중 그리고 파괴하중 시의 하중과 변위 및 변위각을 정리하면 Table 4와 같다. 항복하중은 최대하중의 75 %(0.75$P_u$), 파괴하중은 최대하중 이후 20 % 내력저하(0.8$P_u$)일 때로 정의하였다^{(Park 1989)}.

변위비 증가에 따른 각 사이클의 강성변화를 나타내면 Fig. 10과 같다. PCW-1.0A3가 가장 크고 PCW-1.0A1이 가장 낮은 값을 보이지만, 변위비 0.8 % 부근부터는 모든 실험체가 거의 유사함을 알 수 있다. 실험체별 항복 시 강성 $k_y$은 기존 루프형 수평철근상세 PCW-1.0A1에 비하여 다른 상세들이 높으며, 특히 헤드철근인 PCW-1.0A3 실험체가 가장 높다. 이는 접합부 내 수평철근의 정착 정도와 유연성의 차이에 따른 것으로 보인다. 최대하중은 실험체들 사이에서 큰 차이가 없으며 이때의 변위비는 PCW-1.0A3가 정방향에서만 다른 실험체에 비하여 크고, 나머지 세 실험체는 거의 유사하다. 이에 따라 최대하중 시의 강성 $k_u$은 PCW-1.0A3가 낮게 나타났다. 반면에 파괴 시의 강성은 PCW-1.0A3 실험체가 가장 큰 값을 보였다. 이는 헤드철근 주변의 나선근이 강도의 급격한 저하를 다소 지연시켰기 때문으로 보여진다.

Fig. 11은 사이클별 소산에너지와 누적 소산에너지, 그리고 사이클별 탄성에너지에 대한 소산된 에너지의 비(상대 에너지 소산율, $\beta$)를 나타낸다. 변위비 1.5 %까지는 모든 실험체의 사이클별 에너지와 누적에너지가 거의 유사하다. 그 이상의 변위비에서는 PCW-1.0A1와 PCW-1.0A3 실험체가 높은 사이클 에너지를 보인다. 상대 에너지 소산율은 PCW-1.0A1 실험체가 모든 변위비에서 가장 높은 값을 보였다.

KDS 41 20 10^{(KCI 2024)}에서는 프리캐스트 콘크리트 중간구조벽체에 대하여 두 번째 변위이력을 기반으로 최소한의 내진성능을 다음과 같이 요구하고 있다.

- 한계변위비:

$0.5 \le \dfrac{h_w}{l_w} \le 1.0$인 벽체

$1.0 < \dfrac{h_w}{l_w}$인 벽체

- 상대에너지소산률: 1/8 이상

- 하중 반전 후의 강성: 한계변위의 –1/7과 +1/7에서의 강성이 계산된 초기 변위비 강성의 0.1배 이상

Fig. 10 Stiffness variations of first cycle

Fig. 11 Variations of dissipated energy

변위단계별 수행한 세 번의 사이클에 대한 포락곡선을 나타내면 Fig. 12와 같다. 그림에서 수직점선은 최대하중을 지나 $0.8P_u$의 하중값과 두 번째 사이클의 포락곡선이 교차할 때의 변위비이다. 이들 변위비와 상대 소산에너지율, 재하 시 강성 등을 정리하면 Table 5와 같다. 정부방향 변위비와 평균 변위비는 PCW-1.0A2-1.2가 1.2 %인 반면에 나머지 세 실험체는 식 (1)에서 $a/d$ 1.0인 경우 요구하고 있는 1.3 %를 모두 만족하는 것으로 나타났다. PCW-1.0A2-1.2 실험체는 PCW-1.0A2 실험체에 비하여 수직접합부 내 수평철근량이 2배 많아 접합부 강도가 1.2배 증가하였으며, 그에 따라 Fig. 9에서와 같이 접합부 수평철근의 변형률이 PCW-1.0A2 실험체에 비하여 낮다. 이로부터 접합부의 강성이 상대적으로 높다고 볼 수 있다. 그럼에도 불구하고 낮은 변형능력을 보인 이유는 수직접합부의 특성에 의한 것이기보다는 최대하중 이후 전체거동을 지배한 벽체 단부에서의 휨압축저항능력의 차이-골재의 배치 또는 실험체 제작상의 오차 등에 의한 것으로 판단된다.

한계변위비에서 두 번째 사이클의 상대 에너지 소산율($\beta$)은 모두 1/8을 초과하고, 또한 한계변위비에서 재하 시 강성값도 모두 초기강성(Table 4의 $k_y$)의 1/10 이상을 만족하고 있다. 참고로 특수전단벽과의 동등성 평가를 위한 기준인 ACI ITG 5⁽²⁰¹⁹⁾에서 정하고 있는 세 번째 사이클을 기준으로 평가할 경우에는, 모든 실험체는 한계변위비를 만족시키지 못하는 것으로 나타났다.

Fig. 12 Envelope curves of each cycle

4. 내력 평가

두 개의 PC 벽을 수직접합부로 연결한 실험체의 내력은 수직접합부에서의 전단저항을 고려하여 Fig. 13과 같이 모델링하고 이때의 휨강도는 수직접합부를 기준으로 좌우 벽체 각각의 모멘트와 수직접합부에서 발현되는 저항모멘트의 합으로 산정할 수 있다. 물론 이 개념으로 산정된 내력은 수직접합부에서 완전일체형으로 거동 시 발현되는 벽체 전체의 휨강도 $M_{nw1}/h$와 전단강도 $V_{nw}$ 이상이 될 수 없다. 완전 일체 거동 시 벽체의 내력은 국내 기준식 ^{(KDS 14 20 20, KDS 14 20 22)} 에 따라 기초에서 벽체로 연속된 수직철근(Fig. 2의 도면 참조)에 의한 휨강도와 벽체 전단강도 산정식으로 구할 수 있다.

여기서, $M_{wl}$과 $M_{wr}$은 각각 좌우 벽체의 공칭휨모멘트, $V_{nj}$는 수직접합부 공칭전단력, $c_1$과 $c_2$는 각 벽체의 중립축에서 수직접합부 경계면까지의 거리이다.

수직접합부의 전단강도와 관련하여, KDS 41 20 10^{(KCI 2024)}에 따르면 식 (6)을 사용하여 횡방향 보강철근의 전단마찰강도 ($V_{js}$)를 산정할 수 있다.

여기서, $n$은 철근 개수, $\mu$는 마찰계수로서 여기서는 1.0, $A_v$, $f_{vy}$는 각각 접합부를 가로지르는 수평철근 단면적(mm²)과 항복강도(MPa)이다. 단, 루프형 철근인 경우에는 400 MPa를 초과할 수 없다.

또한, 전단키가 있는 경우에는 식 (7)과 같이 전단키의 전단강도, $V_{jc}$를 포함한 전단강도로 나타낼 수 있다.

$V_{jc}$는 다음 접합부 그라우트의 전단강도, 전단키의 전단강도, 전단키의 지압강도 중 가장 작은 값으로 한다.

① 접합부 그라우트의 전단강도 ($V_{cg}$)

$v_c = \dfrac{1}{6}\sqrt{f_g}$

② 전단키의 전단강도 ($V_{ck}$)는 식 (9)와 (10)에 의해 계산된 값 중에서 작은 값

$A_{vg} = t_{g1} l_{g1}$, $A_{vw} = t_{g1} l_w$

③ 전단키 지압강도 ($P_{cj}$)

$A_c = h_k \left(\dfrac{t_{g1} + t_{g2}}{2}\right)$

여기서, $t_{g1}$과 $t_{g2}$는 각각 전단키의 경계면과 내부의 폭(mm), $L_v$는 수직접합부 높이(mm), $f_g$는 그라우트의 압축강도(MPa)이다. $A_{vg}$와 $A_{vw}$는 각각 그라우트 전단키와 벽체 전단키의 수직단면적(mm²)을 나타내며, $f_{cw}$는 벽체 콘크리트의 압축강도(MPa), $l_{g1}$와 $l_w$는 각각 그라우트 전단키와 벽체 전단키의 경계면 높이(mm), $f_u$는 그라우트 압축강도($f_g$)와 벽판 콘크리트 압축강도($f_{cw}$) 중 작은 값(MPa), $h_k$는 전단키의 깊이(mm)이다.

각 실험체에 대하여 설계기준에 따라 산정한 내력과 실험결과를 비교하여 나타내면 Table 6과 같다. 표에서 괄호 내는 수직접합부 전단연결재만의 전단강도를 고려한 경우의 계산결과이다. 내력 산정 시, 콘크리트 압축강도와 철근의 항복강도는 재료시험 결과인 Tables 2와 3의 값을 사용하였다. Table 6에서 $M_{nw1}/h$와 $V_{nw}$는 두 PC벽이 수직접합부에서 완전 일체화되어 하나의 벽처럼 거동할 경우의 공칭휨강도와 공칭전단강도로서 비교를 위하여 나타내었다.

Fig. 13 Model for calculation of ultimate load

수직접합부 전단키와 전단보강근 모두를 고려하여 전단강도를 산정하고 Fig. 13의 모델에 의해 구한 내력과 실험값에 대한 비교 결과를 보면, PCW-1.0A1과 PCW-1.0A2에서는 각각 1.09와 1.07로 좋은 대응을 보인다. 이로부터, 루프철근 수직접합부 상세의 경우, 현행 기준식에 따라 수직접합부 전단강도를 고려할 경우, 실제 거동과 유사하게 예측됨을 알 수 있다. 반면에 수직형 루프철근을 복배근 형태로 추가 배치한 PCW-1.0A2-1.2는 그 비가 0.9로서 실험 내력을 다소 과대평가하는 양상을 보인다. 이는 추가로 배치한 수직형 루프철근은 그 증가된 양만큼 효과적으로 전단저항에 기여하지 못함을 의미한다. 따라서, 수직형 루프철근의 겹수를 증가시킬 경우에는 보강 효율이 저감될 수 있기 때문에, 이에 대한 고려가 필요한 것으로 판단된다.

헤드철근을 수직접합부 내에 전단보강근으로 사용하고 나선철근으로 횡구속한 PCW-1.0A3 실험체는 Fig. 9와 같이 전단보강근의 변형이 충분히 발휘되어, Table 3의 실제 재료시험 항복강도를 사용하여 내력을 산정하였다. 실험/계산의 비는 1.16으로서 다소 과소평가의 양상을 보이지만, 설계안전의 측면에서 볼 때, 현행 설계기준에 따라 내력을 산정하는 것이 적절한 것으로 보인다.

반복 하중의 효과를 고려하여 수직접합부 내 전단보강근만의 강도로 내력을 산정할 경우에는, PCW-1.0A2-1.2에서는 실험/계산비가 1.1이고 나머지 세 실험체에서는 1.36∼1.49의 범위를 보여 매우 안전측으로 계산되는 것으로 나타났다.

5. 결 론

본 연구에서는 수직접합부 전단보강근 상세에 따른 PC 중간구조벽의 횡력에 대한 구조성능규명을 위하여 $a/d$가 1.0인 PC 벽체를 제작한 뒤 반복횡력 실험을 실시하고 그 결과를 분석하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) 모든 실험체에 대하여, 공통적으로 벽체 인장측 좌우단부 하부에서 수평균열이 형성된 이후 점진적으로 경사균열로 변하면서 압축연단으로 확장되고 최종적으로는 기초에 가까운 좌우 하부 벽체에서 사압축 파괴되었다. 좌우 벽체에서 발생한 주 압축응력선은 수직접합부에서 단속되지 않고 다른 벽체로 연장되는 양상을 보여 수직접합부를 통하여 좌우 벽체가 일체로 거동한 것으로 판단된다.

2) 실험체의 하중-변위곡선은 수직접합부의 전단보강근 상세에 따른 큰 차이 없이 유사하며 최대내력 시의 변위비는 모두 1 % 부근으로 나타났다. 최대내력 도달 시의 변위비가 유사하고 최종적으로는 하중 반전 후의 핀칭이 발생하는 이력곡선이 나타났다.

3) 수직접합부 내 전단보강근의 변형률을 보면, 헤드 바를 수평철근으로 사용하고 나선철근으로 횡구속 보강한 PCW-1.0A3에서 최대하중 부근부터 변형률이 항복변형률을 초과하고 사이클 증가에 따라 점진적으로 변형이 증가하였다. 반면에 루프철근들은 최대하중까지 항복에 도달하지 않아 전단보강근의 보강 효율은 PCW-1.0A3가 가장 높은 것으로 나타났다.

4) KDS 14 20 10(2024)의 규정에 따라 프리캐스트 콘크리트 중간구조벽체에 대한 내진성능평가결과, 정부방향에 대한 평균 한계 변위비는 PCW-1.0A2-1.2가 1.18 %인 반면에 나머지 세 실험체는 $a/d$ 1.0에 요구되는 1.3 %를 모두 만족하는 것으로 나타났다. 한계변위비에서 두 번째 사이클의 상대 에너지 소산율($\beta$)은 모두 1/8을 초과하고, 재하 시 강성값도 모두 초기강성의 1/10 이상을 만족하고 있다.

5) 설계기준에 따라 산정한 내력과 실험결과를 비교한 결과, 루프철근 및 헤드철근을 사용한 수직접합부 상세의 경우, 현행 기준식에 따라 수직접합부 전단강도를 고려할 경우, 실제 거동과 유사하게 예측됨을 알 수 있다. 반면에 수직형 루프철근의 겹수를 증가시킬 경우에는 보강 효율이 저감될 수 있기 때문에 이에 대한 고려가 필요하다.

6) 본 연구에서 고려한 수직접합부 상세에서, 실제 시공시 조립의 용이성이 가장 우수한 상세는 루프철근을 수직으로 회전시킨 A2 상세에서 단배근으로 연결된 경우(PCW-1.0A2)이다. 이 상세를 적용할 경우, 기존 루프철근 방식과 유사한 구조성능이 확보되면서 시공성이 개선될 수 있을 것으로 판단된다.