2.1 벽체 설계기준의 최대전단철근량

일반적으로 원전구조물의 벽체 설계에서는 큰 설계전단력으로 인하여 설계기준에서 허용하는 최대전단철근비가 사용되고 있으므로, 전단철근비는 중요한 설계변수이다.

ACI 318(2014), ACI 349(2013), KCI(2012) 및 KEPIC SNC(KEPIC 2015)에서는 전단벽체의 전단강도 Vn을 콘크리트에 의한 강도 Vc와 수평철근에 의한 강도 Vs의 합으로, 식(1)~(3)을 사용하여 평가하고 있다.

여기서 fck는 콘크리트의 설계기준압축강도(MPa), lw는 벽체 단면길이(mm), h는 벽체 두께(mm), d는 종방향 인장철근의 중심에서 압축콘크리트 연단까지의 거리(=0.8lw, ACI 349), Vu는 단면에서의 계수전단력(kN), Nu는 계수축력(kN), Avh는 수평철근의 단면적(mm2), fy는 수평철근의 항복강도(MPa), sh는 수평철근의 간격(mm) 이다. 콘크리트에 의한 전단강도 는 식 (2a)와 식 (2b) 중에서 작은 값으로 사용된다.

한편 KCI(2012)의 내진규정에 의하여 벽체의 전단강도는 식(4)로도 계산할 수 있다.

우변의 첫 번째와 두 번째 식은 각각 콘크리트와 철근의 기여도를 가리킨다. 식(4)에서 Ac는 단면의 전체면적(mm2), 계수 $\alpha_{c}$의 값은 hw/lw ≤ 1.5일 때 0.25이다.

일반 규정 및 내진 규정에 의하여 Vn의 최대값을 식(5)와 같이 제한하며, 따라서 배치가 가능한 최대 전단철근의 기여도는 각각 식(6) 및 식(7)과 같이 정의된다.

식(6), (7) 중에 더 작은 값이 배치할 수 있는 최대 전단철근의 기여도로 결정된다.

2.2 전단마찰강도 평가

KCI 2012에서는 벽체-기초면의 전단마찰강도를 콘크리트 마찰력만을 고려하여 식(8)과 같이 정의하고 있다.

여기서 Avf는 전단마찰철근의 단면적(mm2), fyv는 철근의 설계기준항복강도(MPa), P는 설계축력(N) 마찰계수 µ는 KCI(2012)의 계면거칠기에 따른다.

① 일체로 친 콘크리트 µ: =1.4

② KCI 2012 7.7.3(1)의 규정에 따라 표면을 거칠게 만든 굳은 콘크리트에 새로 친 콘크리트: µ=1.0

③ 일부러 거칠게 하지 않은 굳은 콘크리트에 새로 친 콘크리트: µ=0.6

④ 전단연결재에 의하거나 철근에 의해 구조용 강재에 정착된 콘크리트(KCI 2012 7.7.3(2) 참조): µ=0.7

한편 전단마찰강도의 상한값은 ①과 ②의 경우 0.2 fckAc 또는 (3.3+0.08fck)Ac로, 그 밖의 경우에는 0.2 fckAc 또는 5.5 Ac로 규정하고 있다. 여기서 fck는 콘크리트 설계기준압축강도(MPa), Ac는 콘크리트 계면의 단면적(mm2)이다. 본 연구에서는 대부분의 실험체는 ③일부러 거칠게 하지 않은 매끄러운 콘크리트 계면(µ=0.6)을 주로 사용하였고, ①(µ=1.4)의 경우를 변수로 하였다. 전단마찰철근의 항복강도 fyv를 KCI 2012에서는 500 MPa, ACI 318 (2014), ACI 349(2013)에서는 420 MPa로 제한하고 있다.

2.3 주요 실험 변수

본 연구에서는 형상비 1.0 실험체 5개, 형상비 0.5인 실험체 3개가 각각 제작되었다(Figs. 2, 3 및 Table 1). 실험변수는 가력속도, 파괴모드, 형상비, 철근비이다. 실험체 이름은 주요변수를 가리킨다. 첫번째 문자인 D, S는 각각 동적주기하중(dynamic cyclic loading), 정적주기하중(static cyclic loading)을 가리킨다. 동적 및 정적주기하중을 모사하기 위하여 각각 가력속도 100 mm/s, 1 mm/s를 사용하였다. 동적주기하중의 가력속도 100 mm/s로 결정되었다. 이는 원전 보조건물의 시간이력해석 결과 0.3 g 지진에 대해 상부 벽체의 속도 범위가 60~100 mm/s중 최대속도에 해당하며, 또한 지진발생 시 예상되는 변형변화비의 범위[10-3~10-1s-1(Bischoff and Perry 1991)]에 속하기 때문이다(즉, $\dfrac{가력속도}{실험체 길이}=\dfrac{100(mm/s)}{1,\:850(mm)}=$ $0.054 s^{-1}$). 두 번째 문자인 S, F 및 I는 각각 전단파괴실험체, 휨항복실험체 및 벽체-기초계면 전단마찰실험체를 가리킨다. 파괴모드는 휨강도 Vf, 전단강도 Vn 및 전단마찰강도 Vsf 중 최소강도에 해당하는 파괴가 지배되도록 설계함으로써 예측하였다(min[Vn, Vf, Vsf]). 예를 들어, 전단파괴를 유도하기 위하여, 단부수직철근비(휨철근비)를 증가시켜 휨강도를 증가시켰으며(Table 1, SS1.0H 또는 DS1.0H) 벽체-기초계면의 마찰계수를 증가시켜 전단마찰강도를 증가시켰다(Table 1, DF0.5H). 숫자 1.0 또는 0.5는 벽체의 형상비를 가리킨다. 마지막 문자인 M과 H는 현행설계기준(ACI 349-13)에 따른 최대전단철근비와 최대철근비의 절반을 각각 가리킨다. 예를 들어, DF1.0H는 수평철근비 ρh 0.51 %, 벽체형상비 1.0인 휨항복 실험체에 100 mm/s 속도의 반복하중을 가한 경우를 가리킨다.

Notes: fck = compressive strength, ρh, ρv, ρf = reinforcement ratio of horizontal, vertical, and flexural re-bars, Vf = flexural strength prediction, Vn = shear strength prediction (Eq. (1)), Vsf = shear-friction strength prediction (Eq. (8)).

가력 속도의 영향을 직접 비교하기 위해 세 쌍의 동일한 실험체를 제작하였다: SF1.0H-DF1.0H, SI0.5H- DI0.5H, SS0.5H-DS0.5H. 한편, DF1.0M는 전단철근비가 변형속도에 미치는 영향을 검증하기 위해 최대전단철근비로 제작되었다(ρh=0.93 %). DF0.5H는 형상비가 변형속도에 미치는 영향을 검증하기 위해 형상비가 0.5로 제작되었다.

2.4 실험체 상세

원전구조물의 높은 안전요구량으로 인하여, 원전 벽체의 전단철근비는 설계기준에서 허용하는 최대전단철근량(철근항복강도 fyh =479 MPa 기준 약 ρmax=0.9 %)이 사용된다. 그러나 본 연구에서는 실험장비의 성능제한(최대 하중: 2,000 kN, 최대 가력속도: 150 mm/s)으로 인하여, 8개 실험체 중 7개 실험체에 대해 최대전단철근량의 절반(ρmax=0.51 %)이 사용되었다(Table 1, SF1.0H, DF1.0H, DF0.5H, SI0.5H DI0.5H, SS1.0H 및 DS1.0H). 이 실험체의 전단철근(수평철근 및 복부수직철근)으로 D13 철근(실제항복강도 fyv 및 fyh=479 MPa)을 사용하였다. 한편 최대전단철근비를 사용하고 휨항복파괴모드를 유도한 DF1.0M은 전단철근비를 증가시키기 위해 D16 철근(실제항복강도 fyv 및 fyh=475 MPa)이 사용되었다. 모든 실험체에서 420 MPa급 철근을 사용하였다. 실험체에 사용된 철근의 지름 및 항복강도는 Table 2에 요약되었다.

형상비 1.0 실험체의 벽체 크기는 1,500 mm(너비)×1,500 mm(높이)×200 mm(두께)이며, 형상비 0.5 실험체의 경우 1,500 mm(너비)×750 mm(높이)×200 mm(두께)이었다(Fig. 2(a) 및 (b)).

휨항복 실험체 SF1.0H, DF1.0H는 공칭휨강도 Vf (=823 kN)가 현행설계기준(KCI 2012) 공칭전단강도 Vn(=836 kN)와 비슷하도록 설계하였다. 전단설계강도식이 보수적이므로, 휨항복이 먼저 발생할 것으로 예상할 수 있었다. 실험체 기초에 콘크리트 타설 후, 별도의 면처리를 하지 않았으며, 기초 콘크리트가 굳은 후, 벽체 콘크리트를 타설하여 시공줄눈이 형성되었다. 따라서 기초-벽체 시공줄눈의 전단마찰계수는 현행설계기준(KCI 2012)에서 정의한 ‘일부러 거칠지 않게 둔 면’에 따라, 0.6를 사용하였다(전단마찰강도 Vsf =1,197 kN). 복부수직 철근비 ρv =0.47 %, 단부 휨철근비는 ρf=4.0 %이었다. ρv와 ρf는 복부와 단부영역의 넓이를 고려하여 계산되었다. 단부영역의 유효단면적은 단부휨철근과 50 mm 피복두께(Fig. 1의 벽체단면 단부면적)를 포함하도록 정의하였다. 복부단면적은 단부단면적을 제외한 면적으로 정의하였다. 수평철근 간격은 250 mm이었다.

db : bar diameter, fy : yield strength, ft : tensile strength, εy : yield strain

실험체 DF1.0M에는 최대전단철근비가 사용되었다. 복부수직철근비와 휨철근비는 ρv=1.19 %와 ρf=5.75 %로 각각 증가하였다. 수평철근의 간격은 215 mm로 감소하였다(ρh= 0.93 %). 그 밖의 상세는 DF1.0H와 같았다.

실험체 DF0.5H는 고속가력 시 형상비 효과를 검증하기 위하여 벽체높이를 750 mm로 감소시켰다(ρv=0.47 %, ρf= 1.94 %). 감소된 휨모멘트 팔길이로 인하여, 요구되는 전단미끄러짐 강도가 증가되었다. 의도하지 않은 전단미끄러짐파괴를 방지하고 휨항복을 유도하기 위하여, 의도적으로 벽체-기초 계면을 기초 안쪽으로 50 mm 이동시켰다. 따라서 벽체-기초 계면은 일체로 타설한 면으로 간주될 수 있다[µ=1.4 (KCI 2012)]. 공칭전단마찰강도는 1,650 kN으로 크게 증가하여 휨강도보다 크도록 설계되었다. 그 밖의 상세는 실험체 DF1.0H와 같았다.

반면, 전단마찰파괴모드 실험체 SI0.5H와 DI0.5H는 전단마찰파괴를 유도하기 위해, 벽체-기초 계면처리를 하지 않았다(µ=0.6). 따라서 공칭전단마찰강도 Vsf는 휨강도 Vf와 전단강도 Vn보다 작도록 설계되었다. 그 밖의 상세는 실험체 DF0.5H와 같았다.

전단파괴실험체 SS1.0H와 DS1.0H에는 전단파괴를 유도하기 위하여 휨철근비가 의도적으로 증가되었다(12-D35, ρf =11.5 %): 그 밖의 SS1.0H와 DS1.0H의 상세는 각각 실험체 SF1.0H와 DF1.0H와 같았다.

실험체의 콘크리트압축강도는 Table 1에 나타냈다. 콘크리트압축강도는 35~41 MPa이었다.

2.5 가력 및 계측 계획

Fig. 3과 같은 실험셋업을 이용하여 반복횡하중을 가력하였다. 일반적으로 원전 벽체의 축력비는 0.05~0.20Acfck는 크지 않으므로(Baek et al. 2017), 축력은 가력되지 않았다.

Fig. 3은 횡변위, 휨변형, 전단변형 및 미끄러짐변형을 계측하기 위한 LVDT를 나타낸다. Fig. 2는 철근에 부착한 변형률 게이지 위치를 나타낸다. 동적실험에는 동적데이터로거를 사용하여 매초당 1,000개의 데이터를 측정하였다. 또한 균열양상을 파악하기 위해 6대의 고해상도 카메라를 사용하여 전체 또는 국부적인 실험영상을 기록하였다.

Fig. 4는 횡변위 프로토콜을 나타낸다. 정적실험에는 변위계 계측값이 목표변위가 되도록 가력하였다. 하중가력속도가 빠른 동적실험에는 실험 중 목표변위를 변경할 수 없으므로, 엑츄에이터의 변위를 사용하여 목표변위를 제어하였다. 시험 전 시범 가력결과, 높은 하중속도로 인하여 변위응답이 변위입력과 위상차가 발생하였다(Fig. 4(b)). 위상차를 제거하기 위해 프로토콜의 최대변위값에 도달할 때마다 0.2초간 일시정지 후 그 다음 순서의 변위를 가하였다(Fig. 4(c)).

3.1 손상 및 파괴 모드

Fig. 5는 SF1.0H와 DF1.0H의 변위비에 따른 벽체 손상도를 비교하며, Figs. 6과 7은 실험 후 최종 파괴모습와 최대강도에서 균열 양상을 각각 나타낸다. 두 실험체 상세는 가력속도를 제외한 모든 상세가 동일하였다(SF1.0H의 가력속도= 1 mm/s, DF1.0H의 가력속도=100 mm/s). 가력 초기에 공통적으로 벽체 단부에서 수평균열이 발생하였다(Fig. 5(a), 5(b)). 변위비 0.32 %에서 수평균열은 대각균열로 진전되었다(Fig. 5(a), 5(b)). 가력속도가 100 mm/s인 실험체 DF1.0H는 가력속도가 1 mm/s인 실험체 SF1.0H보다 상대적으로 적은 수의 균열이 발생하였다(Fig. 5(a), 5(b)). 두 실험체 모두 변위비 0.5 %~0.75 %에 걸쳐 대각전단균열이 진전되었다. SF1.0H는 변위비 2.0 %에서 단부 콘크리트 압괴로 파괴되었다(Fig. 6(a)). DF1.0H도 동일 변위비에서 비슷한 손상을 보였으나(Fig. 6(b)), 100 mm/s의 빠른 속도가력으로 인하여 실험이 중단되지 않았고, 변위비 3.2 %까지 큰 미끄러짐변형을 보였다.

최대전단철근비(ρh=0.92 %, ρv=1.19 %, ρf=5.75 %)를 사용한 실험체 DF1.0M는 철근비가 최대전단철근비의 절반인 DF1.0H보다 벽체 하단의 손상이 더 컸다(Fig. 6(c)). 그럼에도 불구하고 DF1.0H에서 발생한 미끄러짐과는 달리 큰 수직철근비로 인하여 벽체-기초 계면에서 미끄러짐이 제한적이었다.

휨항복 파괴모드 형상비 0.5 실험체 DF0.5H는 의도하지 않은 전단미끄러짐파괴를 방지하고 휨항복을 유도하기 위하여, 의도적으로 벽체-기초 계면을 기초 안쪽으로 50 mm 이동시켰다(전단마찰계수 µ=1.4). 따라서, 형상비 1.0 실험체 DF1.0H와는 달리 증가된 전단마찰강도Vsf에 의하여 벽체-기초계면 미끄러짐 변위가 제한적이었다(Fig. 6(d)).

전단미끄러짐 실험체 SI0.5H와 DI0.5H(벽체-기초계면 마찰계수 µ=0.6)는 전반적으로 유사한 균열양상을 보였다(Fig. 6(e), 6(f)). 가력 초기에는 벽체 단부에서 균열이 발생했다. 변위비가 증가함에 따라 복부대각균열로 진전되었다. 변위비 0.4 %에서는 벽체 단부에 수직균열이 발생하였다. 변위비 0.75 %에서 단부 콘크리트가 탈락되면서 벽체-기초계면에 미끄러짐이 크게 발생하였다. 휨항복실험체의 경우와 마찬가지로 속도 100 mm/s로 가력한 DI0.5H는 속도 1 mm/s로 가력한 SI0.5H보다 균열 개수가 작았다(Fig. 7(e), 7(f)).

전단파괴모드 실험체 SS1.0H와 DS1.0H에서 최초 대각균열은 변위비 0.25 %에서 발생했다. 하중이 증가함에 따라 대각균열의 개수가 증가하였다. 변위비 0.9 %에서는 대각균열폭이 크게 증가하였고(8 mm), 변위비 1.05 %(SS1.0H) 또는 1.20 %(DS1.0H)에서 대각전단균열이 발생함(Fig. 7(g), 7(h))과 동시에 복부압괴가 발생하였다(Fig. 6(g), 6(h)).

3.2 하중-변위 관계

Fig. 8은 실험체의 하중-변위관계를 보여준다. 동적주기하중 실험체의 횡변위는 액츄에이터의 계측변위를 나타내고, 정적주기하중 실험체의 LVDT 계측변위와 액츄에이터의 계측변위(Fig. 3의 L1)를 모두 나타내었다. Fig. 8(a), (b)는 실험체 SF1.0H 하중-변위관계를 확대하여 액츄에이터와 LVDT(L1)의 계측변위 차이를 보여주는데, 오차는 크지 않았다. 정적주기하중 실험체와 동적주기하중 실험체의 동등한 비교를 위하여 액츄에이터의 계측변위를 기준으로 하였다. 비교를 위해 ACI 349(또는 ACI 318)에 의해 예측된 공칭전단강도 Vn, 휨강도 Vf 및 전단마찰강도 Vsf를 Fig. 8에 함께 나타내었다. 모든 실험체에서, 정방향에서 최대강도(+)가 부방향에서 최대강도(-)보다 컸다.

휨항복 파괴모드 실험체 SF1.0H, DF1.0M, DF0.5H(Fig. 8(c), 8(e), 8(f))와 전단미끄러짐 파괴모드 실험체 DF1.0H, SI0.5H, DI0.5H(Fig. 8(d), 8(g), 8(h))는, 정방향 최대강도(+)가 전단강도와 휨강도에 도달하였는데, 이는 휨 항복 후 파괴되었음을 가리킨다.

1 mm/s 속도로 가력한 SF1.0H는 변위비 0.75 %에서 최대강도 +867 kN, -716 kN을 보였다. 최대강도 및 휨항복 이후, 하중재하 능력이 점차 감소하였다. 변위비 2.0 %에서 최대강도의 80 % 이하로 감소하였다(Fig. 8(c)).

한편, 100 mm/s 속도로 가력한 DF1.0H는 변위비 0.7 %에서 최대강도 +953 kN, -803 kN으로 1 mm/s 속도로 가력한 SF1.0H보다 최대강도가 약 10~12 % 증가하였다(Fig. 8(d)). 1 mm/s 속도로 가력한 SF1.0H와는 달리, 최대강도 이후에 심한 핀칭현상을 보이며 전형적인 미끄러짐 전단파괴에 의해 하중이 감소하였다.

최대전단철근비(ρv=1.19 %, ρh=0.92 %, ρvfyh=4.31 MPa)를 사용하고 100 mm/s 속도로 가력한 DF1.0M(Fig. 8(e))는 변위비 1.6 %에서 +1,415 kN, -1,187 kN를 보이며 최대강도가 크게 증가하였다. 변위비 0.75 %~1.6 %까지 하중을 지속하다가, 변위비 2.0 %에서 최대하중의 80 % 이하로 급격히 감소하였다(Fig. 8(e)).

형상비가 0.5인 DF0.5H는 변위비 0.75 %에서 최대 강도 +976 kN, -747 kN을 보였다. 휨항복 후 전단미끄러짐 파괴를 보인 DF1.0H와 유사하게, 최대하중 이후 하중이 서서히 감소하였다. 변위비 +2.0 %, -2.5 %에서 하중재하능력이 80 %이하로 감소하였다(Fig. 8(f)).

1 mm/s로 가력한 전단미끄러짐 파괴모드 실험체 SI0.5H (Fig. 8(g))는 변위비 0.6 %에서 최대강도가 +849 kN, -606 kN이었다. 100 mm/s로 가력한 DI0.5H(Fig. 8(h))는 동일한 변위비 0.6 %에서 최대강도 +891 kN, -640 kN을 보였는데, 이는 1 mm/s 속도로 가력한 SI0.5H 실험체보다 약 5~5.5 % 컸다(Fig. 8(g), 8(h)).

전단파괴 실험체 SS1.0H와 DS1.0H(Fig. 8(i), 8(j))는 최대강도가 예측된 휨강도에 도달하지 않았는데, 이는 휨항복 전 파괴되었음을 가리킨다. 1 mm/s 속도로 가력한 SS1.0H 실험체는 변위비 1.05 %에서 최대강도 +1,544 kN, -1,320 kN를 보였다. 100 mm/s 속도로 가력한 DS1.0H 실험체는 1 mm/s 속도로 가력한 SS1.0H보다 큰 변위비인 1.2 %에서 +1,605 kN, -1,530 kN을 보였는데, 이는 1 mm/s 속도로 가력한 SI0.5H 실험체보다 최대하중이 약 4~17 % 컸다(Fig. 8(i), 8(j)). 하중재하능력은 두 실험체에서 모두 급격히 감소하며, 전단에 의한 취성파괴가 발생했음을 보였다.

3.3 철근 변형률

Fig. 9, 10은 정방향(+)으로 가력함에 따라 0.5Vtest , 0.75Vtest 및 1.0Vtest에서 벽체 길이에 따른 수직철근 변형률 분포와 벽체 높이에 따른 수평철근의 변형률 분포를 각각 나타낸다. 여기서 Vtest는 실험최대강도를 가리킨다.

휨항복 실험체와 SF1.0H, DF1.0M, DF0.5H(Fig. 9(a), 9(c), 9(d))와 휨항복 후 전단미끄러짐 파괴 실험체 DF1.0H, SI0.5H, DI0.5H(Fig. 9(b), 9(e), 9(f))는 최대하중에서 벽체 단부 수직철근이 항복하였다. 전단파괴 실험체 SS1.0H 및 DS1.0H는 휨항복 또는 전단미끄러짐 실험체에 비해 수직철근의 변형률이 작았으며, 최대하중 1.0Vtest까지 수직철근이 항복하지 않았다(Fig. 9(g), 9(h)).

휨항복실험체의 경우 수평철근이 항복하지 않았으며(Fig. 10(a), 10(b)), 전단파괴실험체의 경우 약 0.75 Vtest부터 한 개 이상의 수평철근이 항복하였다(Fig. 10(c), (d)).

철근 변형률 변화비는 정적주기하중 실험체에서 평균 3×10-4s-1 동적주기하중 실험체에서 평균 2.8×10-2s-1이었다.

3.4 변형기여도

벽체 전체 횡변위는 전단, 미끄러짐, 휨(라킹변형 포함)변형으로 구성된다. 각 변형의 기여도가 Fig. 3의 LVDT(L2-L13)를 이용하여 측정되었으며, 그 결과를 Fig. 11에 나타내었다. 전단변형은 전단패널의 대각길이변화를 통해 추정되었다. 미끄러짐변형은 벽체-기초계면의 수평변형으로 계측되었다. 휨(+라킹)변형은 벽체 높이 변화를 통해 계산되었다. Fig. 11에서 각 변형기여도의 합이 가력 초기에는 100 %보다 작았는데, 이는 가력 초기에 미소변형은 사용된 LVDT의 민감도로 계측될 수 없는 수준이기 때문으로 추정된다.

가력속도가 다른 두 실험체 SF1.0H(1 mm/s)와 DF1.0H(100 mm/s)는 가력 초기에는 휨변형이 지배적으나, 변형비가 증가함에 따라 미끄러짐변형기여도가 증가하였다(Fig. 11(a), 11(b)).

최대전단철근비를 사용한 DF1.0M는 100mm/s 속도로 가력했음에도 불구하고, 높은 전단철근비로 인하여 미끄러짐변형이 일정수준(약 20 % 이내)으로 제어되었다(Fig. 11(c)).

형상비 0.5인 DF0.5H는 벽체-기초계면에 시공줄눈을 제거함에 따라 휨변형이 대부분을 차지하였으며, 미끄러짐변형이 제한적이었다(Fig. 11(d)).

미끄러짐 파괴를 의도한 SI0.5H와 DI05.H는 예상대로 미끄러짐변형이 가장 컸으며(Fig. 11(e), 11(f)), 전단파괴를 의도한 SS1.0H와 DS1.0H는 전단변형이 가장 컸다(Fig. 11(g), 11(h)). 가력속도가 변형기여도에 미치는 영향이 미미하였다.

3.5 에너지 소산능력

모든 실험체의 에너지 소산능력을 Fig. 12에 나타내었다. 휨항복 실험체 SF1.0H와 DF1.0H는 동일변위비에서 비슷한 에너지 소산능력을 보였다(Fig. 12(a), 12(b)). 두 실험체 모두 변형비 1.6 % 이후부터는 에너지 소산의 증가율이 감소하기 시작하였는데, 이는 SF1.0H 파괴 변형비(약 2.0 %)에 이르러서 미끄러짐변형이 증가하면서(Fig. 11(a), 11(b)), 핀칭에 의한 에너지 소산능력이 감소하였기 때문이다. 반면 최대전단철근비를 사용한 DF1.0M는 제한적인 미끄러짐변형으로 인하여(Fig. 11(c)), 최대철근비의 절반을 사용한 DF1.0H에 비해 우수한 에너지 소산능력을 보였다. 형상비 0.5이며 휨파괴를 보인 실험체 DF0.5H(Fig. 12(d))는 전단마찰파괴를 보인 SI0.5H, DI0.5H(Fig. 12(e), 12(f))에 비해 에너지 소산능력이 컸다. 전단파괴를 실험체 SS1.0H, DS1.0H는 모두 전단파괴로 인하여 파괴시점인 변위비 1.0 %에서 급격하게 에너지를 소산하였다. 가력속도가 에너지 소산능력에 미치는 영향은 크지 않았다.