Evaluating Structural Performance of U-shaped Precast Concrete Modular Joints

영한 최; 지용 채; 병욱 허

doi:10.9798/KOSHAM.2023.23.6.13

Abstract

We conducted a joint tensile test and a wall cyclic loading test to assess the structural performance of the U-shaped precast concrete (PC) modular joint. The rebar experienced fracture at the edge of the L-shaped steel during the joint tensile test. The calculated average ratio of the maximum load to the nominal strength, based on the strength of the rebar, was 1.07. The result of the wall cyclic loading test showed that the PW-1R specimen, featuring a single row of PC joints, exhibited ratios of the maximum moment to a nominal bending moment of 1.19 and 1.00 in the positive (+) and negative (-) directions, respectively. Meanwhile, the ratios of the maximum moment to the nominal bending moment for the PW-2R specimen with two rows of PC joints were 1.20 and 1.06 in the positive (+) and negative (-) directions, respectively. The adequate edge distance for the joint hardware must be ensured to increase the strength of the PC joint wall.

Keywords: Precast Concrete (PC), Modular, Joint, Structural Performance

요지

U자형 프리캐스트 콘크리트 모듈러 접합부의 구조성능을 평가하기 위해 접합철물 인장실험과 벽체 반복가력실험을 실시하였다. 접합철물 인장실험 결과, 철근이 L형강 단부에서 파단되었으며, 철근의 강도로 산정한 공칭강도 대비 최대하중의 비는 평균 1.07로 나타났다. 벽체 반복가력실험 결과, PC 접합부가 1열인 PW-1R 실험체의 경우, 공칭휨모멘트에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.19, -방향 1.00으로 나타났다. PC 접합부가 2열인 PW-2R 실험체의 경우, 공칭휨모멘트에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.20, -방향 1.06으로 나타났다. PC 접합부 벽체의 내력증가를 위해서는 접합철물의 연단거리 확보가 필요한 것으로 판단된다.

1. 서 론

최근 건설산업이 직면한 건설 현장 인력난, 기술자 고령화, 인건비 상승, 주 52시간 근무제 등에 대응하기 위해 탈현장 건설(Off-Site Construction, OSC)로 패러다임이 변화하고 있다. 이에 따라 공장생산-현장조립이 가능한 모듈러 건축과 프리캐스트 콘크리트(Precast Concrete, PC)에 대한 관심이 증가하고 있다(Lee, 2022).

모듈러 건축은 재료에 따라 강재, 목재, 콘크리트로 구분되며, 공법에 따라 적층공법, 인필공법으로 구분된다. 모듈러 건축은 재료, 공법, 용도에 따라 다양한 연구가 수행되었으며, 주거시설, 음압병동 등으로 적용되어 왔다(Lim et al., 2019; S. Lee et al., 2020; Lim et al., 2021; Choi and Yun, 2022).

그동안 PC 공법은 기둥, 보, 슬래브, 벽체와 같이 주요 부재 단위로 적용되어 왔다. PC 부재는 강재나 목재보다 비용이 저렴하기 때문에 PC를 활용한 모듈러 공법을 적용하면 보다 경제적인 건축을 실현할 수 있다. 최근에 모듈러 건축의 경제성과 프리패브 비율을 향상시키기 위해 U자형 PC 모듈러와 인필을 조합하는 공법이 개발된 바 있다(Lim et al., 2020).

U자형 PC 모듈러의 형상은 Fig. 1과 같으며, 2개의 벽체와 1개의 슬래브로 구성된다. U자형 PC 모듈러를 활용하여 건축물을 건설하기 위해서는 상하, 좌우 접합이 필요하며, PC 모듈러를 재사용하기 위해서는 해체 가능한 건식 접합부가 필요하다. U자형 PC 모듈러의 접합 및 해체를 위한 접합철물은 Fig. 2와 같은 형상이며, 상단과 하단이 너트체결로 조립되는 구조이다.

Fig. 1

U-shaped Precast Concrete Modular

Fig. 2

Joint Hardware

접합철물을 활용하여 U자형 PC 모듈러를 조립하면 상하 벽체의 철근이 연속되지 않아 일반 콘크리트 벽체와 거동이 상이할 것으로 판단된다. 또한 기존 PC 벽체 연구와 다른 박스형 접합철물의 형태로 인해 거동이 상이할 것으로 판단된다(Kim et al., 2019; S.-S. Lee et al., 2020).

따라서 본 연구에서는 U자형 PC 모듈러 접합부를 대상으로 접합철물 인장실험과 벽체 반복가력실험을 실시하여 구조성능을 평가하고자 한다.

2. 재료시험 결과

실험체 제작에 사용된 재료 특성을 파악하기 위해 재료시험을 실시하였다. 강판 SS275 (10 mm, 12 mm), 철근 SD400 (D10, D13, D16), 볼트 M18에 대한 강재 인장시험과 콘크리트 압축강도시험을 수행하였다(KS B 0802, 2003; KS F 2405, 2010).

강재 인장시험 결과를 항복강도, 인장강도 및 연신율로 정리하면 Table 1과 같으며, M18 볼트의 항복강도(874 MPa)가 SD400 D16 철근의 항복강도(475 MPa)에 보다 84% 높게 나타났다. 콘크리트 압축강도시험 결과는 Table 2와 같다.

Table 1

Material Tensile Test Results

Division	Yield strength (MPa)	Tensile strength (MPa)	Elongation (%)
SS275 10 mm	247	361	50
SS275 12 mm	316	449	43
SD400 D10	497	612	16
SD400 D13	461	585	18
SD400 D16	475	589	19
M18	874	954	22

Table 2

Material compressive Test Results

f_ck (MPa)	Compressive strength (MPa)
27.0	41.0

3. 접합철물 인장실험

3.1 실험 계획

3.1.1 실험체 계획

U자형 PC 모듈러 단위 접합철물의 구조성능을 평가하기 위해 접합철물 인장실험을 실시하였다. 접합철물 인장실험체는 Table 3과 같이 총 3개로 모두 동일하게 계획하였다.

Table 3

Specimens of Joint Tensile Test

Division	Upper	Bottom	Material
BT-1	L-angle, Plate, Rebar	Plate, Bolt	Steel : SS275 Rebar : SD400 Bolt : M18
BT-2
BT-3

접합철물 인장실험체는 Fig. 3과 같이 상단과 하단으로 구성되며, 상단과 하단은 너트 체결로 조립되는 구조이다. 접합철물 인장실험체 상단은 L형강(L - 150 × 100 × 12) 주위에 강판(t = 10)을 용접하여 박스 형태로 제작하고, L형강에 철근(D16)을 용접하여 제작하였다. 접합철물 인장실험체 하단은 강판(t = 10)에 볼트(M18)를 용접하여 제작하였다.

Fig. 3

Shape of Joint Specimens

3.1.2 가력 및 측정방법

접합철물 인장실험체는 Fig. 4와 같이 실험체 하단 볼트를 고정하고, 상단 철근을 Actuator에 연결하였다. 최대용량 250 kN 급의 Actuator를 이용하여 인장가력 하였으며, Actuator의 하중 및 변위를 측정하였다. 또한 스트레인게이지를 Fig. 5와 같이 부착하고 철근(G2), L형강(G3), 강판(G1, G4)의 변형률을 측정하였다.

Fig. 4

Set-up of Joint Tensile Test

Fig. 5

Strain Gauge of Joint Specimens

3.2 실험 결과

3.2.1 하중-변위

접합철물 인장실험 결과를 최대하중, 최대하중시 변위, 공칭강도, 최대하중비로 정리하면 Table 4와 같고, 하중-변위 곡선은 Fig. 6과 같다. 접합철물 인장실험체의 공칭강도는 철근, L형강, 볼트의 강도 중 최솟값으로 산정하였으며, 철근의 강도에 의해 공칭강도가 결정되었다. 접합철물 인장실험체 모두 최대하중이 공칭강도 이상으로, 최대하중비는 평균 1.07로 나타났다.

Table 4

Joint Tensile Test Results

Division	P_max (kN)	δ_Pmax (mm)	P_n (kN)	P_max/P_n
BT-1	96.5	21.8	94.3	1.02
BT-2	101.9	24.0		1.08
BT-3	104.9	27.4		1.11

P_max : maximum load

δ_Pmax : displacement under maximum load

P_n : nominal strength

Fig. 6

Load-displacement Curve of Joint Tensile Test

3.2.2 파괴양상

접합철물 인장실험체의 파괴양상은 Fig. 7과 같다. 접합철물 인장실험체는 철근과 볼트의 축이 일치하지 않아 편심이 발생하였으며, 편심에 의한 모멘트 작용으로 초기강성이 낮게 나타났다. 또한 철근이 L형강 단부에서 파단되어 공칭강도의 산정은 적절한 것으로 판단된다.

Fig. 7

Failure Mode of Joint Tensile Test

3.2.3 변형률

접합철물 인장실험체의 최대하중 시 변형률은 Fig. 8과 같다. 철근의 변형률(G2)이 가장 크게 나타났으며, L형강(G3), 강판(G1, G4) 순으로 크게 나타났다. 철근은 항복변형률(0.0025)을 초과하였으며, L형강은 BT-3 실험체만 항복변형률(0.0016)을 초과하였다. 강판은 항복변형률(0.0015) 이하로 나타났다. 접합철물 인장실험체의 편심 및 강도 차이로 인해 철근에 응력이 집중된 것으로 판단된다.

Fig. 8

Strain of Joint Tensile Test

4. 벽체 반복가력실험

4.1 실험 계획

4.1.1 실험체 계획

U자형 PC 모듈러 접합부의 구조성능을 평가하기 위해 벽체 반복가력실험을 실시하였다. 벽체 실험체는 Table 5와 같이 총 3개로 계획하였다. 벽체 실험체는 벽체형식에 따라 구분되며, RW 실험체는 일반 철근콘크리트 벽체 실험체, PW-1R 실험체는 PC 접합부 1열 벽체 실험체, PW-2R 실험체는 PC 접합부 2열 벽체 실험체이다.

Table 5

Specimens of Wall Cyclic Loading Test

Division	Wall type	Material
RW	Reinforced concrete	Steel : SS275 Rebar : SD400 Bolt : M18 Con’c : 27 MPa
PW-1R	PC joint - 1 row
PW-2R	PC joint - 2 row

실험체의 형상은 Fig. 9와 같으며, 벽체 크기는 가로 1,300 mm, 세로 1,690 mm, 두께 200 mm이다. 벽체 상단에는 가력 지그를 부착하였으며, 하단은 실험체는 바닥에 고정할 수 있도록 제작하였다. 일반 철근콘크리트 벽체와 PC 접합부 벽체의 구조성능을 비교하기 위해 PW-1R, PW-2R 실험체의 철근배근은 RW 실험체와 동일하게 계획하였다.

Fig. 9

Shape of Wall Specimens

PW-1R 실험체는 접합철물 인장실험체와 동일한 형태의 접합철물을 적용하였다. 접합철물 상단은 L형강(L - 150 × 100 × 12) 주위에 강판(t = 10)을 용접하여 박스 형태(100 × 150 × 100)로 제작하고, L형강에 1개의 철근(D16)을 용접하여 제작하였다. 하단은 강판(t = 10)에 1개의 볼트(M18)를 용접하여 제작하였다. PW-1R 실험체의 접합철물 연단거리는 200 mm로 계획하였다.

PW-2R 실험체는 접합철물의 길이를 연장하여 적용하였다. 접합철물 상단은 L형강(L - 150 × 100 × 12) 주위에 강판(t = 10)을 용접하여 박스 형태(200 × 150 × 100)로 제작하고, L형강에 2개의 철근(D16)을 100 mm 간격으로 용접하여 제작하였다. 하단은 강판(t = 10)에 2개의 볼트(M18)를 100 mm 간격으로 용접하여 제작하였다. PW-2R 실험체의 접합철물 연단거리는 125 mm로 계획하였다.

4.1.2 가력 및 측정방법

벽체 실험체는 Fig. 10과 같이 실험체 하단을 바닥에 고정하고, 상단 가력 지그에 Actuator를 연결하였다. 최대용량 500 kN 급의 Actuator를 이용하여 반복가력 하였으며, Actuator의 하중 및 변위를 측정하였다.

Fig. 10

Set-up of Wall Cyclic Loading Test

반복가력실험은 ACI ITG-5.1M-07 (ACI, 2008)을 참조하여 Fig. 11과 같이 변위각 및 가력변위를 계획하였으며, 가력점 중심에서 벽체 하단까지의 거리(1.84 m)를 기준으로 하였다.

또한 스트레인게이지를 Fig. 12와 같이 부착하고 철근, L형강, 강판, 콘크리트의 변형률을 측정하였다.

Fig. 11

Cyclic Loading Program

Fig. 12

Strain Gauge of Wall Specimens

4.2 실험 결과

4.2.1 모멘트-변위각

벽체 실험체의 반복가력실험 결과를 초기강성, 최대하중, 최대하중시 변위, 최대모멘트, 최대모멘트시 변위각으로 정리하면 Table 6과 같고, 모멘트-변위각 곡선은 Fig. 13과 같다. 모멘트와 변위각 산정을 위해 파괴양상을 고려하여 RW 실험체는 가력점 중심에서 벽체 하단까지의 거리(1.84 m), PW-1R, PW-2R 실험체는 가력점 중심에서 접합철물 하단까지의 거리(1.55 m)를 이용하였다.

Table 6

Wall Cyclic Loading Test Results

Division		K (kN/mm)	P_max (kN)	δ_P_max (mm)	M_max (kN⋅m)	θ_M_max (rad)
RW	+	94.1	280.6	27.6	516.3	0.015
RW	-	81.5	257.6	54.0	474.0	0.029
PW-1R	+	31.5	92.3	13.8	143.1	0.009
PW-1R	-	25.0	77.8	5.8	120.6	0.004
PW-2R	+	49.7	145.4	27.2	225.4	0.018
PW-2R	-	29.4	127.9	18.4	198.3	0.012

K : initial stiffness

P_max : maximum load

δ_P_max : displacement under maximum load

M_max : maximum moment

θ_M_max : displacement angle under maximum moment

Fig. 13

Moment-angle Curve of Wall Cyclic Loading Test

RW 실험체의 초기강성은 +방향 94.1 kN/mn, -방향 81.5 kN/mm이며, 최대하중은 +방향 280.6 kN, -방향 257.6 kN, 최대모멘트는 +방향 516.3 kN⋅m, -방향 474.0 kN⋅m로 나타났다.

PW-1R 실험체의 초기강성은 +방향 31.5 kN/mn, -방향 25.0 kN/mm이며, 최대하중은 +방향 92.3 kN, -방향 77.8 kN, 최대모멘트는 +방향 143.1 kN⋅m, -방향 120.6 kN⋅m로 나타났다.

PW-2R 실험체의 초기강성은 +방향 49.7 kN/mn, -방향 29.4 kN/mm이며, 최대하중은 +방향 145.4 kN, -방향 127.9 kN, 최대모멘트는 +방향 225.4 kN⋅m, -방향 198.3 kN⋅m로 나타났다.

벽체 반복가력실험 결과, 최대모멘트는 RW, PW-R2, PW-1R 실험체 순으로 높게 나타났다. RW 실험체를 기준으로 비교하면, PW-R2 실험체의 최대모멘트는 +방향 44%, -방향 42%로 나타났다. PW-R1 실험체의 최대모멘트는 +방향 28%, -방향 25%로 나타났다. RW 실험체와 동일하게 PW-1R, PW-2R 실험체의 철근배근을 계획하였지만, 휨모멘트에 기여하는 요소의 차이로 최대모멘트의 차이가 크게 나타난 것으로 판단된다. RW 실험체는 22개의 수직철근(D10)이 휨모멘트에 기여한 반면, PW-1R 실험체는 2개의 접합철물 철근(D16), PW-2R 실험체는 4개의 접합철물 철근(D16)이 휨모멘트에 기여한 것으로 판단된다.

4.2.2 파괴양상

RW 실험체의 파괴양상은 Fig. 14와 같다. -방향 0.02 rad에서 단부 콘크리트 탈락이 발생하였으며, -방향 0.04 rad에서 수직철근 파단으로 내력이 감소하여 실험을 종료하였다.

Fig. 14

Crack Pattern and Failure Mode of RW

PW-1R 실험체의 파괴양상은 Fig. 15와 같다. 실험 중 접합철물 양옆으로 사선방향의 균열이 진행되었으며, -방향 0.005 rad에서 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하였다. -방향 0.01 rad에서 접합 철물에 부착한 수평철근의 파단으로 내력이 급격히 감소하여 실험을 종료하였다.

Fig. 15

Crack Pattern and Failure Mode of PW-1R

PW-2R 실험체의 파괴양상은 Fig. 16과 같다. 실험 중 접합철물 양옆으로 사선방향의 균열이 진행되었으며, -방향 0.0075 rad에서 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하였다. -방향 0.015 rad에서 접합철물에 부착한 수평철근의 파단으로 내력이 급격하게 감소하여 실험을 종료하였다.

Fig. 16

Crack Pattern and Failure Mode of PW-2R

4.2.3 내력비교

Table 7과 Fig. 17은 벽체 반복가력실험 결과와 실험체의 공칭휨모멘트를 비교한 것이다. PC 접합부 벽체인 PW-1R, PW-2R 실험체의 경우, 공칭휨모멘트 산정의 적정성을 평가하기 위해 3가지의 공칭휨모멘트(M_n1, M_n2, M_n3)와 최대모멘트를 비교하였다.

Table 7

Wall Cyclic Loading Test Results and Nominal Bending Moments

Division		P_max (kN)	M_max (kN⋅m)	M_n1 (kN⋅m)	M_max/M_n1	M_n2 (kN⋅m)	M_max/M_n2	M_n3 (kN⋅m)	M_max/M_n3
RW	+	280.6	516.3	472.3	1.09	-	-	-	-
RW	-	257.6	474.0	472.3	1.00	-	-	-	-
PW-1R	+	92.3	143.1	120.1	1.19	82.0	1.75	75.5	1.90
PW-1R	-	77.8	120.6	120.1	1.00	82.0	1.47	75.5	1.60
PW-2R	+	145.4	225.4	235.1	0.96	187.7	1.20	160.4	1.41
PW-2R	-	127.9	198.3	235.1	0.84	187.7	1.06	160.4	1.24

P_max : maximum load

M_max : maximum moment

M_n1 : nominal bending moment by Eq. (1)

M_n2 : nominal bending moment by Eq. (2)

M_n3: nominal bending moment by Eq. (3)

Fig. 17

Moment Ratio-angle Curve of Wall Cyclic Loading Test

Fig. 18은 일반 콘크리트 벽체의 변형률 분포 및 응력블록을 나타낸 것이며, 압축측 콘크리트의 변형률이 극한변형률 0.003에 도달하는 조건을 적용한 것이다(KDS 14 20 20, 2016). RW 실험체도 동일한 조건으로 Eq. (1)과 같이 공칭휨모멘트를 산정하였다. RW 실험체의 공칭휨모멘트(M_n1)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.09, -방향 1.00으로 나타났다.

Fig. 18

Calculation of Nominal Bending Moment of RW

(1)

Mn1=∑ifsrAsrysr+0.85fckbayc

f_sr : 철근의 응력, f_sr=E_sr ∈_sr ≤ f_yr

E_sr : 철근의 탄성계수

∈_sr : 철근의 변형률

A_sr : 철근의 단면적

y_sr : 중립축에서 철근중심까지의 거리

f_ck : 콘크리트의 압축강도

b : 벽체 두께

a : a= β₁c

y_c : 중립축에서 콘크리트 압축력까지의 거리

PW-1R, PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트 M_n1 은 일반 콘크리트 벽체와 동일한 응력블록을 적용하여 Eq. (1)과 같이 산정하였다. 다만, Eq. (1)의 철근에 접합철물 철근을 적용하여 산정하였다. PW-1R, PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트 M_n1 의 개념을 나타내면 Fig. 19(a)와 같다.

Fig. 19

Calculation of Nominal Bending Moment of PW-1R and PW-2R

PW-1R, PW-2R 실험체의 파괴양상에서 접합철물 외곽 콘크리트의 탈락이 발생하였다. 공칭휨모멘트M_n2 는 이러한 연단파괴를 고려하여 벽체 연단에서 접합철물까지의 콘크리트는 제외하고 Eq. (2)와 같이 산정하였다. PW-1R, PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트M_n2 의 개념을 나타내면 Fig. 19(b)와 같다.

(2)

Mn2=∑ifsrAsrysr+0.85fckbayc

단, 연단파괴를 고려하여 연단에서 접합철물까지의 콘크리트는 제외.

PW-1R, PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트 M_n3 는 접합철물 양옆 콘크리트가 모두 탈락될 것을 고려하여 접합철물 철근의 우력모멘트로 Eq. (3)과 같이 산정하였다. PW-1R, PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트 M_n3 의 개념을 나타내면 Fig. 19(c)와 같다.

(3)

Mn3=∑ifsrAsrysr

Table 7에서 PW-1R 실험체의 공칭휨모멘트(M_n1)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.19, -방향 1.00으로 나타났다. 공칭휨모멘트(M_n2)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.75, -방향 1.47로 나타났다. 공칭휨모멘트(M_n3)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.90, -방향 1.60으로 나타났다.

PW-1R 실험체는 -방향 0.005 rad에서 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하였으며, -방향 최대하중시 변위각 0.004 rad에는 접합철물 외곽 콘크리트가 탈락되지 않았다. PW-1R 실험체의 공칭휨모멘트는 일반 콘크리트 벽체와 동일하게 Eq. (1) M_n1 으로 산정하는 것이 적절한 것으로 판단된다.

PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트(M_n1)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 0.96, -방향 0.84로 나타났다. 공칭휨모멘트(M_n2)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.20, -방향 1.06으로 나타났다. 공칭휨모멘트(M_n3)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.41, -방향 1.24로 나타났다.

PW-2R 실험체는 -방향 0.0075 rad에서 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하였으며, -방향 최대하중시 변위각 0.012 rad에는 접합철물 외곽 콘크리트가 일부 탈락되었다. PW-2R 실험체의 공칭휨모멘트는 연단파괴를 고려하여 벽체 연단에서 접합철물까지의 콘크리트는 제외한 Eq. (2) M_n2 로 산정하는 것이 적절한 것으로 판단된다.

PW-1R 실험체와 PW-2R 실험체 모두 PC 접합부 벽체이지만, 공칭휨모멘트 산정방법에 차이가 발생한 것은 연단거리 때문인 것으로 판단된다. PW-1R 실험체의 접합철물 연단거리는 200 mm, PW-2R 실험체의 접합철물 연단거리는 125 mm이다. 따라서 PC 접합부 벽체의 내력증가를 위해서는 접합철물의 연단거리 확보가 필요한 것으로 판단된다.

4.2.4 변형률 분포

벽체 실험체의 변형률 분포는 Figs. 20~22와 같으며, 각 변위각 첫 번째 사이클에서의 최대하중 시 변형률을 나타낸 것이다.

Fig. 20

Strain of RW

Fig. 21

Strain of PW-1R

Fig. 22

Strain of PW-2R

RW 실험체의 변형률 분포는 Fig. 20과 같다. 수직철근(D10)은 0.02 rad 이후 항복변형률(0.0029)을 초과하였으며, 0.04 rad 이후 수직철근의 파단과 일부 게이지의 손상이 나타났다.

PW-1R 실험체의 변형률 분포는 Fig. 21과 같다. 접합철물 철근의 변형률(BL2, BR2)이 가장 크게 나타났으며, L형강(BL3, BR3), 강판(BL1, BL4, BR1, BR4) 순으로 크게 나타났다. 접합철물 철근(D16)은 0.0075 rad 이후 항복변형률(0.0025)을 초과하였으며, L형강은 항복변형률(0.0016) 이하, 강판은 항복변형률(0.0015) 이하로 나타났다.

PW-2R 실험체의 변형률 분포는 Fig. 22와 같다. 접합철물 철근의 변형률(BL2, BL4, BR2, BR4)이 가장 크게 나타났으며, L형강(BL3, BR3), 강판(BL1, BL5, BR1, BR5) 순으로 크게 나타났다. 접합철물 철근(D16)은 0.0075 rad 이후 항복변형률(0.0025)을 초과하였으며, L형강은 0.0025 rad 이후 항복변형률(0.0016)을 초과하였다. 강판은 항복변형률(0.0015) 이하로 나타났다.

PW-1R, PW-2R 실험체의 변형률 분포에서 접합철물 철근의 변형률이 가장 크게 나타나고 있고, PW-2R 실험체의 접합철물 철근 위치에 따라 변형률이 다르게 나타나고 있다. 따라서 PC 접합부 벽체의 공칭강도는 응력블록에 접합철물 철근을 적용하여 산정하면 적절한 것으로 판단된다. 또한 벽체 요구성능에 따라 접합철물 및 접합철물 철근의 수량을 증가시켜 적용해야 할 것으로 판단된다.

5. 결 론

U자형 PC 모듈러 접합부의 구조성능을 평가하기 위하여 접합철물 인장실험과 벽체 반복가력실험을 실시하였다.

1) 접합철물 인장실험 결과, 철근이 L형강 단부에서 파단 되었으며, 철근의 강도로 산정한 공칭강도 대비 최대하중의 비는 평균 1.07로 나타났다.
2) 벽체 반복가력실험 결과, RW 실험체는 일반 콘크리트 벽체와 동일하게 공칭휨모멘트를 산정하였다. 공칭휨모멘트에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.09, -방향 1.00으로 나타났다.
3) PW-1R 실험체의 경우, 최대하중 이후에 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하여, 일반 콘크리트 벽체와 동일한 설계식에 접합철물 철근을 적용하여 공칭휨모멘트를 산정하였다. 공칭휨모멘트(M_n1)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.19, -방향 1.00으로 나타나 공칭휨모멘트 산정은 적절한 것으로 판단된다.
4) PW-2R 실험체의 경우, 최대하중 이전에 접합철물 부근 콘크리트 탈락이 발생하여, 공칭휨모멘트는 연단파괴를 고려한 공칭휨모멘트를 산정하였다. 공칭휨모멘트(M_n2)에 대한 최대모멘트의 비는 +방향 1.20, -방향 1.06으로 나타나 공칭휨모멘트 산정은 적절한 것으로 판단된다.
5) PW-1R 실험체와 PW-2R 실험체 모두 PC 접합부 벽체이지만, 공칭휨모멘트 산정방법에 차이가 발생한 것은 연단거리 때문인 것으로 판단된다. 따라서 PC 접합부 벽체의 내력증가를 위해서는 접합철물의 연단거리 확보가 필요한 것으로 판단된다.