1. 서    론

현재 건설 시장은 고층화, 대형화, 복합화 등 큰 경간과 높은 층고를 갖는 건축물의 수요가 증가하고 있다. 이러한 건물에 철근콘크리트(Reinforced Concrete, 이하 RC)공법을 적용할 경우 현장에서의 가설공사, 거푸집공사, 철근가공 등과 같은 많은 부속 공정을 필요로 하며 환경변화에 영향을 받아 공사 기간을 줄이는 데 한계가 있다. 이를 보완한 프리캐스트 콘크리트(Precast Concrete, 이하 PC)공법은 기둥, 보, 슬래브 등의 부재를 공장에서 단일 부품화식으로 제작하기 때문에 환경변화에 영향을 받지 않으며 품질의 균등화, 대량생산이 가능하고 현장에서의 현장작업 및 노동력의 절감, 공기단축 등의 장점이 있다. PC 부재는 단일 부재이므로 부재 간 연결되는 접합부에서의 일체성 확보에 많은 어려움이 있기 때문에 RC공법에 비해 접합부가 취약하며 보-기둥 접합부의 경우 철근의 정착으로 인한 과밀 배근 및 콘크리트 충전성 부족 등과 같은 문제점이 발생한다. 또한 기존 PC공법의 접합부 설계는 중력저항 시스템으로 설계되어 지진과 같은 횡력으로 작용하는 힘에 취약하다. 이에 따른 구조성능 향상과 일체성 확보를 위한 접합부 상세 개발에 초점을 맞추어 많은 연구가 진행되고 있다.

1990년대 중반부터, 미국에서는 PC 골조 시스템에서 강한 지진에 저항할 수 있는 강한 시스템을 개발하기 위한 일련의 연구(Mast 1992; Priestley and Macrae 1996; Khaloo and Parastesh 2003a; Khaloo and Parastesh 2003b)가 진행되었다. 강한 접합부를 위한 대표적인 PC 접합부로 포스트텐션 공법이 적용된 상세들이 제시되었으며, 이들 시스템의 성능을 평가하기 위한 실험 가이드라인(ACI committee 374 2005)도 제시되었다. 또한 연성적인 접합부로서, 독일의 Dywidag사는 기둥 내에 연성 강봉을 삽입하여 기존의 접합부에서는 보 단부에서 철근의 항복이 일어나는 것과 달리 기둥 내에서 철근의 항복이 일어나도록 유도한 DDC(Dywidag Ductile Connector) 시스템이 개발되었다(Englekirk 1995).

국내의 경우에는 PC 골조구조에서 모멘트 접합상세 개발을 위한 일련의 연구(Song and Yu 2006; Im et al. 2010; Im et al. 2013; Lee et al. 2014a; Lee et al. 2014b)를 통하여 건식접합으로서 횡력 저항에서 층간변위 4 %까지 내력이 저하되지 않는 우수한 거동을 보일 수 있음을 확인하였다. 또한 Seo et al.(2008)은 중공이 있는 PC(Hollow PC, HPC) 기둥을 개발하고 이를 활용한 PC골조 시스템을 개발하였다. 기둥 주철근의 연결은 유니버샬 커플러로 연결함으로써, RC구조와 거의 동등한 구조성능을 갖는 PC 골조 시스템의 개발이 가능한 것으로 밝혔다. 최근에는 이를 실용화하기 위하여 HPC 기둥의 구조성능과 관련한 일련의 실험 연구들(Lee et al. 2014c; Lee et al. 2015; Hwang et al. 2016)이 진행되었다.

본 연구는 이에 대한 연속적인 연구로서, HPC 기둥과 U형 Half PC보를 활용한 외부 보-기둥 접합부의 구조성능을 규명하기 위해 접합부 상세에 따른 실험적 연구를 통하여 외부 보-기둥 접합부의 구조거동에 대하여 분석하고자 한다. 또한 실험결과 관찰된 내력과 현행 구조설계기준의 설계내력을 비교하여 만족여부를 평가하고자 한다.

2. 중공 PC기둥-보 외부 접합부 실험계획

2.1 실험체 계획 및 제작

HPC 기둥을 활용한 외부 보-기둥 접합부 실험체를 계획하고, 기둥의 중공부를 활용하여 보 철근의 정착 유무를 변수로 한 2개(HPC, HPC1)와 일체타설 한 실험체 1개(RC)를 계획하였다. 접합부는 특수모멘트 골조를 대상으로 하였으며 실험체 일람과 상세는 각각 Table 1과 Fig. 1에 나타낸 바와 같다. 실험의 주요변수인 보 주근의 정착과 관련하여, RC 실험체와 HPC1 실험체의 보 상부철근은 90° 구부린 후, 접합부 내에 정착되고 하부 철근은 하부기둥에 정착되었다. 반면에, HPC실험체는 다른 두 실험체와 달리 상하부 철근 모두가 접합부내에 정착되었다. 실험체는 실물의 1/2크기로 축소하여 제작하였다. 기둥의 단면은 300 × 300 mm이며 상‧하부의 높이는 각각 600 mm와 620 mm, 기둥의 중공부 직경은 200 mm이다. PC구조인 HPC와 HPC1 실험체의 기둥-기둥의 철근 이음은 헤드 스플라이스 슬리브(Seo et al. 2016)를 사용하여 이음하였다. 보의 규격은 단면 150 × 250 mm, 길이는 2000 mm이다. PC 실험체에 사용되는 Half PC보는 부재조립시의 파괴를 방지하기 위하여 상부에 두 개의 D10철근이 배근되어 있으며 이 철근은 접합부에 정착되지 않는다. 모든 실험체에서 접합부에 정착되는 철근은 상하부 각각 3개의 D13이다. PC 실험체에서 Half PC보의 걸침길이는 실험체의 축척을 고려하여 20 mm로 하였다.

RC 실험체는 상부 및 하부 기둥과 보의 배근을 한 뒤, 한꺼번에 수평타설하여 제작하였다. 반면에 PC 실험체들은 공장에서 중공 PC기둥을 약 700～800RPM으로 30분에서 1시간가량 원심성형하여 제작하고 증기 양생실로 운반하여 4시간에서 5시간가량 양생하여 제작하였다. 제작된 중공 PC기둥은 실제 현장에서의 시공과정과 동일하게 하부 기둥을 세운 뒤 Half PC보를 하부 기둥에 걸침길이 35 mm(1/2 축척으로 고려)로 걸치고 보 상부근 및 접합부 횡보강근을 배근 한 후 하부 기둥의 주근에 Seo et al.(2016)에 의해 개발된 헤드 스플라이스 슬리브를 결속시켰다. 이후 접합부와 Half PC보에 거푸집을 설치한 뒤 1차로 하부기둥 내부와 접합부 및 Half PC 보 상부에 콘크리트를 타설하여 일체화하였다. 하루 정도의 양생 시간을 가진 후 상부 기둥을 이음 하기 위하여 하부 기둥에 선 조립 하였던 스플라이스 슬리브에 무수축 모르타르를 채워 상부 기둥을 이음하였다. 이후 상부기둥의 중공부에 2차로 콘크리트를 타설하여 실험체제작을 완료하였다. Fig. 2는 PC 실험체의 기둥-보 접합부 조립과정 중 헤드 스플라이스를 설치한 후의 모습을 나타낸다.

2.2 재료특성

본 연구에서 사용한 콘크리트와 충전 모르타르에 대한 재료시험을 수행하였다. 콘크리트는 레미콘을 사용하였으며 타설전 지름 100 mm, 높이 200 mm 크기의 공시체를 제작하여 양생수조에서 동일하게 양생하였고 콘크리트의 강도 시험은 실험 직전에 실시하였다. Table 2는 기둥과 보 그리고 슬리브내 충전 모르타르의 재료강도를 나타낸다. 실험체 및 공시체를 제작 하는 과정에서 제작 여건상 모든 실험체를 동시에 제작하는 것이 불가능하여 3일에 나눠 제작하였기 때문에 각 실험체별로 부재의 강도는 일부 차이가 있다.

사용철근에 대한 인장시험을 실시하였고 그 결과는 Table 3에 나타내었다. 모든 철근은 SD400이며, 기둥의 주근은 D19, 횡보강근 및 연결철근은 D10, 보의 주근은 D13, 횡보강근은 D6을 사용하였다.

2.3 가력 및 측정방법

실험체의 가력은 실제로 건물에 횡력만 작용하는 조건을 묘사하기 위하여 Fig. 3과 같이 가력 하였고 기둥의 하부에 힌지를 연결하고, 보의 하부에는 2개의 힌지를 연결하여 롤러의 형태를 구현하면서 보에서 발생하는 기울기를 방지하였다. 기둥에 축력은 작용시키지 않았으며, 보에서 소성 힌지가 발생하여 접합부 파괴로 유도하기 위해 접합부 중심에서부터 800 mm 떨어진 위치에 지지점을 형성하였다. 상부기둥에 가력 철물을 연결하여 500 kn 용량의 엑츄에이터(Actuator)를 이용하여 수평가력 하였으며 가력 시 엑츄에이터의 자중으로 인한 비대칭가력을 방지하기 위해 도르레를 이용하여 무게추를 설치하였다. 또한 실험체에서 발생하는 면외 변형을 방지하기 위하여 상부 기둥의 가력 철물에 가력방향의 직각으로 볼 지그를 설치하였다.

재하이력은 ACI 374(2005)에서 권장하고 있는 방법에 따라 Fig. 4와 같이, 각 최대 변위각에 대하여 3번의 사이클 반복가력하였다.

3. 중공 PC기둥-보 외부 접합부 실험결과

3.1 균열 및 파괴양상

각 실험체의 단계별 진행상황은 다음과 같으며, 최종 파괴양상은 Fig. 5에 나타낸 바와 같다.

RC 실험체는 실험이 진행됨에 따라, 탄성구간인 변위각 0.18 %에서 보에서 휨 균열이 발생하였으며, 상부기둥과 하부기둥의 접합된 면에 수평으로 균열이 발생하였다. 변위각 0.5 %까지 보와 접합부의 균열이 증진하다가 접합부의 전단 균열이 발생하였고 변위각 1 %에서는 보 전체에 휨 균열이 발생하였다. 변위각 4 %에서 보와 기둥이 만나는 접합면에서 콘크리트가 압괴하여 박리되었으며 상‧하부 기둥 중앙부에서 균열이 발생하였다. 변위각 5 % 정방향 가력에서 내력이 저하되어 실험을 종료하였다.

HPC 실험체는 변위각 0.18 % 부가력 시 보에서 휨 균열, 접합면에서는 수평 균열이 발생하였다. 이후 사이클을 진행하면서 보에서 휨 균열 증진 및 균열 폭이 벌어졌으며 1 %에서 접합부에서 전단 균열이 발생하였다. 변위각 2 %에서 기둥-보 접합면, 특히 부방향 가력시 상부에서 벌어지는 현상이 나타나고 또한 상‧하부 기둥에서 수평으로 균열이 발생하였다. 변위각 4 %에서 접합부의 전단균열이 증가하면서 콘크리트가 박리하는 현상이 나타났다. 6.6 %에서는 기존균열이 확장되면서 철근이 이음된 헤드스플라이스 슬리브 주변의 콘크리트 피복이 탈락되었다.

HPC1 실험체는 변위각 0.18 %에서 보 하부 휨 균열, 접합부와 보의 접합면에서 균열이 발생하였다. 0.25 %에서 접합부와 기둥-보 접합면에서 균열이 증가하고 보에서도 휨 균열이 증가하였다. 변위각 1 %에서 접합부에 전단균열이 발생하고 보에는 휨균열이 증가하였다. 변위각 2.86 %에서 접합부 전단 균열의 폭이 눈에 띄게 증가하였다. 이후 사이클을 진행될수록 접합부와 보에서 새로운 균열이 형성되고 기존 균열이 확장된 후 6.6 %에서 HPC 실험체와 마찬가지로 철근이 이음된 헤드스플라이스 슬리브 주변의 콘크리트가 박리되었다.

RC실험체와 PC실험체의 균열양상의 차이는 RC구조의 기둥에는 전반적으로 균열이 상하부 기둥으로 확산된 양상을 보이지만, HPC와 HPC1실험체는 상대적으로 접합부에 집중된 양상을 보이고 있다. 보 주근이 접합부내에 정착된 HPC 실험체가 특히 더 접합부에 집중된 형태를 보이고 있다. 또한 RC 실험체는 기둥에서 보가 연결된 부분의 피복이 박락되며 파괴되는 양상을 보이는 반면에, 두 PC 실험체들은 보가 연결된 부분의 반대부분에서 헤드스플라이스 슬리브 주변의 피복콘크리트가 탈락되는 파괴양상을 보였다.

3.2 하중-변위 곡선

실험체의 기둥에 수평으로 작용시킨 횡력과 이때 나타난 기둥의 횡변위 곡선 그래프는 Fig. 6과 같다. 그림에서 은 기둥-보 접합면의 단면에 대한 비선형 단면해석을 통하여 구한 실험체의 공칭강도이다. 정방향과 부방향에 대하여 ○로 표시된 점은 실험체의 최대내력인 , , 일 때이다.

HPC 실험체는 0.33 %부근에서 보 주근이 항복하였으나 나머지 실험체들은 층간변위비 0.67 %에서 보 주근이 항복하였다. 하중-변위곡선으로부터, 세 실험체는 모두 1 %의 변위각 부근에서 부재 항복을 하는 것으로 나타났음을 알 수 있다. RC 실험체의 경우에는 변위각 4 %이후부터 급격한 내력저하가 발생하였으며 HPC 실험체도 부방향가력에서 4 %이후 내력이 급격히 저하되는 양상을 보였다. 반면에 HPC1 실험체는 정방향은 7 %, 부방향은 5 %까지 내력저하없이 안정된 변형을 보였다. 4 %까지의 세 실험체에 대한 응답을 보면, 각 단계별 강도저하와 강성저하 그리고 하중반전후의 핀칭 등이 세 실험체 모두 전체적으로 유사한 것으로 나타났다.

강도의 측면에서 보면, Table 2에 나타낸 바와 같이, Half PC보에 비하여 보 상부의 토핑콘크리트강도가 낮기 때문에, 부방향가력시에 비하여 정방향 가력시의 내력이 낮아지게 된다. 또한 세 실험체의 접합부 강도는 동일하지만 HPC 실험체의 PC기둥 콘크리트 강도가 다른 두 실험체에 비하여 높으며 보의 경우에도 HPC와 HPC1 실험체의 PC부재의 콘크리트 강도가 RC 실험체에 비하여 높기 때문에 PC실험체들의 부방향 내력이 RC부재에 비하여 높아지게 된다. 그러나 실제 이와 같은 이유 때문에 정방향과 부방향 내력 및 거동에서의 차이가 발생하기 보다는, 상부기둥에 횡변위가 발생할 때, 보 지점에서의 부분적인 미끄러짐이 발생하면서, 기둥과 보 사이의 정방향과 부방향 회전이 대칭으로 형성되지 못함에 따른 것으로 보여진다. Fig. 7은 보 소성힌지의 중심(보 깊이의 1/2)이 되는 수직선상과 상하의 기둥면 사이의 수평변위를 측정한 것으로서, HPC 실험체는 상부와 하부에 설치한 변위계 각각 정.부방향 변위가 거의 대칭을 이루는 반면에, RC와 HPC1 실험체는 모두 정방향에서의 변위가 부방향에 비하여 적음을 알 수 있다. 즉, 정방향 가력시 보 지점에서의 미끄러짐변위가 전체 횡변위에 포함됨에 따라, 상대적으로 정가력시의 변형이 작게 작용되고 이에 의하여, 두 실험체의 정방향과 부방향 내력차이가 발생한 것으로 판단된다.

세 실험체의 포락곡선을 함께 비교하여 나타내면 Fig. 8과 같다. HPC와 HPC1 실험체가 RC 실험체와 거의 대등한 포락곡선을 보이고 있으며 그중 HPC실험체가 가장 높은 내력을 발휘하고 있다. Table 4는 모든 실험체들의 실험결과를 정리하여 나타낸 것으로서, 두 HPC 실험체들의 내력과 변형능력이 전체적으로 RC 구조와 동등이상으로 나타났다. 파괴시까지 변형능력은 HPC와 HPC1 실험체가 각각 5.83 %, 6.83 %로 우수하게 나타났다.

3.3 철근의 변형률

PC실험체에서 보 하부철근이 적절하게 정착되는지를 파악하는 것은 본 실험연구에서 가장 중요한 요소이다. 보 철근이 충분히 정착될 경우, RC와 동등한 성능이 발휘될 수 있다. Fig. 9는 RC 실험체의 보 하부 철근의 변형률을 나타낸 것으로서, 철근이 적절하게 접합부내에서 정착됨으로 인하여, 정방향 하중 작용시 기둥면에서 철근이 충분히 변형을 하였으며, 보 소성힌지 구간에서는 그 이상의 변형이 발생하였음을 알 수 있다. Fig. 10에 나타낸 바와 같이, HPC 실험체와 HPC1 실험체에서도 하부 보 철근이 충분히 정착됨에 따라 기둥면과 소성힌지부에서 철근이 충분히 변형하는 양상이 관찰되었다.

보의 소성거동과 함께 접합부의 상태는 Fig. 11의 접합부내 기둥 주근의 변형률 분포로부터 판단할 수 있다. 정부 방향 하중에 대하여 각각 충분한 인장변형을 보이고 있으나, 항복변형률에는 도달하지 않은 것으로 나타났다. 하지만 정부로 가력방향이 바뀔 때 즉, 하중이 “0”인 상태에서도 인장변형이 존재하는 것으로 보아, 비록 항복변형률에는 도달하지 않았지만, 접합부에서 균열과 함께 소정의 소성변형이 발생하였기 때문에 접합부도 항복에 근접한 것으로 사료된다.

3.4 내진성능의 비교분석

Fig. 6의 하중-변위각 곡선을 하중-변위관계로 변환 후, 각 실험체의 강성, 소산에너지 그리고 감쇠소산율을 산정하고 비교하였다. 각 단계별 첫 번째 싸이클에 대하여 정방향과 부방향 최대변위인 점을 이은 기울기 즉 강성을 모든 실험체별에 대하여 비교하여 나타내면 Fig. 12와 같다. RC 실험체와 PC 실험체들이 큰 차이를 보이지 않고 거의 유사한 기울기를 보이고 있다.

또한 하중-변위관계로부터, 각 싸이클의 소산에너지를 산정하고 이를 비교하여 나타내면 Fig. 13과 같다. 싸이클당 소산에너지는 내력이 높게 나타난 HPC 실험체가 변위각 증가에 따라 지속적으로 높게 나타나며, HPC1 실험체는 RC 실험체와 거의 유사한 면적을 보이고 있다.

Fig. 13(b)는 이 싸이클별 에너지를 탄성기울기로 형성되는 각 단계별 에너지에 대한 비로 나타낸 그림이다. 실험체별 비교에서는 싸이클당 에너지변화와 마찬가지로 HPC실험체가 가장 높고 HPC1과 RC 실험체는 거의 유사하다. HPC1과 RC 실험체에서 이 에너지비는 변위각이 증가함에 따라 감소하며 최대내력을 보인 2 %에서부터 0.37을 유지하고 있으며, 최대변위각까지 이 값을 유지하고 있다. HPC 실험체는 변위각 4 %까지 0.4를 유지하다가 그 이후에는 다른 실험체들과 마찬가지로 0.37을 나타내었다. 싸이클 당에너지를 누적하면 Fig. 13(c)에 나타낸 바와 같다. 변위각 증가에 따라 유사한 싸이클당 에너지를 보인 HPC1과 RC 실험체가 거의 동일한 값을 보였고, HPC 실험체는 누적 에너지도 다른 두 실험체에 비하여 높은 값을 보였다. HPC 실험체가 높은 에너지를 보이는 이유는 실험시 정‧부 방향의 내력차이가 크지 않고 중공 PC기둥의 콘크리트 강도가 높음에 따라 내력이 향상되었기 때문이다. 특히 최대내력에 도달한 이후, HPC실험체의 강도저하가 HPC1실험체에 비하여 크게 나타나는 것은 고강도의 영향에 의해 상대적으로 취성적인 거동을 나타난 것으로 보여진다.

4. 접합부의 설계강도 평가

본 연구에서의 실험체는 접합부에 인접한 보 단부가 먼저 휨항복하여 접합면에 소성힌지가 발생한 이후, 접합부로 소성화가 진전되도록 설계되었다. 따라서 접합부의 전단강도와 보의 휨 및 전단강도를 산정하여 내력을 산정하고 이를 실험결과와 비교함으로써 접합부의 거동이 적절하게 묘사될 수 있는지를 평가한다.

접합부의 설계전단강도는 ACI-ASCE Committee 352(2002)에서 제시한 식 (1)을 사용하여 산정할 수 있다.

 (1)

여기서, 는 접합부의 설계전단강도(), 는 접합부의 종류 및 내진 구역계수, 는 접합부의 유효너비(mm), 는 접합되는 기둥의 깊이(mm), 는 콘크리트 압축강도() 임.

는 식 (2)와 같이 산정하고 접합부의 기울기 계수인 은 보와 기둥의 편심의 차이가 이 넘을 경우에는 0.3을 사용하며, 일반적인 경우에는 0.5를 사용한다.

 (2)

여기서, 와 는 Fig. 14에 나타낸 바와 같이 각각 보의 너비(mm)와 기둥의 너비(mm), m은 접합부의 기울기 계수임.

우리나라 콘크리트구조기준(KCI 2012)에서의 접합부 전단강도는 식 (3)과 같이 접합부의 접합된 방법에 따라 산정한다.

 (3)

여기서, 는 접합 종류의 계수, 는 콘크리트 압축강도(), 는 접합부의 유효 단면적임.

접합 종류의 계수 는 4면이 접합된 경우에는 1.75, 3면 또는 서로 반대 방향의 2면이 접합된 경우에는 1.25, 기타의 경우에는 1.0을 사용한다. 접합부의 유효 단면적 는 식 (4)와 같이 산정한다. 또한 각 접합면의 3/4이 인입되는 부재와 접합 되어 있으면 그 면은 구속되어 있다고 보며, 이러한 부재가 접합부의 모든 면으로 인입 될 때 그 접합부는 구속되어 있다고 본다.

 (4)

접합부가 설계전단내력에 도달 할 때의 보 전단력은 식 (5)와 같이 산정할 수 있다.

 (5)

여기서, 는 접합부의 설계전단내력(), 는 인접한 보가 휨 항복할 때의 보 전단력(), 는 인접한 보가 휨 항복할 때의 접합부의 전단력()임.

식 (6)과 같이 를 횡하중으로 변환함으로써, 접합부가 설계전단내력에 도달할 때의 수평하중을 산정할 수 있다.

 (6)

여기서, 는 접합부가 설계전단내력에 도달할 때의 횡하중(), 는 보의 길이(mm), 는 기둥의 전체 길이(mm)임.

또한 보가 최대모멘트에 도달할 경우의 횡력은 식 (7)과 같이 산정할 수 있다.

 (7)

여기서, 는 보의 최대내력 일 때의 횡하중(), 는 보의 최대 휨강도()로서 본 연구에서는 비선형 단면해석을 통하여 구한 값을 사용.

기둥의 휨 및 전단강도는 선행연구(Lee et al. 2014c; Lee et al. 2015)에 따라, 구속 콘크리트내의 PC부재와 중공내 충전콘크리트의 면적비를 고려한 유효콘크리트강도를 사용하여 산정한다. 보와 접합부의 최대내력은 콘크리트구조기준에 바탕을 두어 계산하였으며 실험값과 계산 결과를 Table 5에 나타내었다. 계산결과 보의 내력이 실험체의 내력을 지배하는 것으로 나타났으며, 이를 실험결과에 대한 비로 계산한 결과 계산 내력에 비하여 실제 실험값이 1.1～1.33배 높게 나타났다. Table 5에 나타낸 실험체의 내력은 강도감소계수를 고려하지 않은 값이다. 이로부터, 본 연구의 PC 기둥-보 접합부 실험체는 모두 현행 구조설계기준을 충족하는 구조성능을 발휘한 것으로 판단된다.

5. 결    론

본 연구에서는 중공 PC기둥과 Half PC보로 모멘트 접합된 외부 보-기둥 접합부의 구조성능을 규명하기 위하여 반복횡력에 대한 이력거동 실험을 실시하고 현행 구조설계기준에 대하여 내력을 평가하였다. 연구로부터 얻은 결론은 다음과 같다.

1)중공 PC기둥과 Half PC보로 접합된 PC 외부 접합부는 반복횡력에 대하여 RC구조와 대등한 구조성능을 보유한 것으로 나타났다. 특히 1 %의 변위각 부근에서 부재 항복을 한 뒤 정방향은 7 %, 부방향은 5 %까지 내력저하없이 안정된 변형을 보여 4 %까지의 변형능력을 보인 RC 실험체에 비하여 높은 변형능력을 보유한 한 것으로 나타났다. 또한 각 단계별 강도저하와 강성저하 그리고 하중반전후의 핀칭 등이 RC 실험체와 대등한 성능을 보유한 것으로 나타났다. 이로부터, 중공 PC기둥과 Half PC보로 구성된 PC골조는 RC골조에 대응되는 내진성능을 확보할 수 있는 것으로 판단된다.

2)Half PC보의 주근을 접합부내에 정착한 경우와 보 하부철근을 하부 PC기둥의 중공내에 정착한 경우, 이력거동에서의 차이는 없는 것으로 나타났다. 이에 따라 보 하부 주근의 일부를 하부 기둥의 중공부분에 정착시킴으로써 접합부내에서 보 주근이 과밀하게 정착되는 것을 방지할 수 있을 것으로 사료된다. 특히 직교보가 교차되는 실제 접합부에서는 접합부에서의 복잡한 배근상세를 다소 완하 할 수 있을 것으로 사료된다. 다만, 접합부내에 위치하는 헤드스플라이스 슬리브는 보 상부근의 배근을 어렵게 하기 때문에 이에 대해서는 개선이 필요한 것으로 사료된다.

3)모멘트 접합으로 설계된 본 연구의 중공 PC기둥-Half PC보 외부 접합부 실험체들에 대하여, 현행 설계기준의 접합부 및 보의 휨내력산정식으로 계산한 내력을 실제 실험결과와 비교한 결과, 계산 내력에 비하여 실제 실험값이 1.1～1.33배 높게 나타났다. 이로부터, 본 연구의 PC 기둥-보 접합부 실험체는 모두 현행 구조설계기준을 충족하는 구조성능을 발휘한 것으로 판단된다.