1. 연구 배경 및 목적

철근콘크리트 부재를 특수전단벽으로 사용하기 위해서는 벽체 단부 압축영역에 특수경계요소를 적용하여야 한다. KDS 14 20 80(MOLIT 2016b)⁽¹⁵⁾와 ACI 318-14(2014)⁽¹⁾ 기준에 따르면 특수경계요소의 구성을 위한 단부보강 횡방향 철근의 요구 간격은 현장 배근작업이 어려울 정도로 매우 좁다. 벽두께 200 mm를 기준으로 볼 때, D10 철근은 60 mm, D13 철근은 80 mm 간격으로 매우 촘촘하게 배근하여야 한다. 이때 연결철근(crosstie)은 90°와 135°의 후크철근을 교대로 사용할 수 있다. 그러나 Fig. 1(a)에서 볼 수 있는 것처럼 횡방향 철근을 60~80 mm 간격으로 배치하면서 135° 후크철근을 사용하는 경우 좁은 구역에 밀집된 철근들의 간섭으로 인하여 횡방향 철근은 물론 종방향 철근의 배치도 쉽지 않다. 이러한 현장 시공성을 개선하기 위하여 KDS 41 30 00(MOLIT 2016a)⁽¹⁴⁾에서는 Fig. 1(b)와 같이 정착길이 만큼 연장된 U형 스터럽과 연결철근을 통해서 압축영역을 구속하는 부분폐쇄형 후프 상세를 허용하고 있다. 이는 실험에 의한 기존연구(Chun 2013; Song et al. 2018)^(10,17)를 반영하여 특수경계요소의 조건을 완화한 것이다. 그러나 ACI 318-19(2019)⁽²⁾에서는 미국에서의 기존연구(Thomsen and Wallace 2004; Segura and Wallace 2018)^(16,18)를 반영하여 KDS와는 다르게 요구조건을 더욱 강화하는 방향으로 Fig. 1(c)와 같이 개정하였다. 즉 모든 연결철근은 내진 갈고리(seismic hook) 즉 135°로 굽혀진 철근을 사용하여야 하며, 그림에는 표현되지 않았지만 경계요소의 길이가 긴 경우 2개 이상의 후프 철근이 서로 겹치도록 배치되어야 한다. 그러나 이상과 같은 상세를 적용하는 경우 현장 배근 작업은 시공성을 저하시키는 중요한 요인이 된다.

Fig. 1. Special boundary elements

Fig. 2. boundary element reinforcements

Fig. 3. PC DW with boundary element reinforcements

PC 구조의 경우에는 다양한 제작 방법을 사용하여 현장 작업에서 어려운 철근 배근 작업을 공장에서 실시할 수 있다. 따라서 특수경계요소를 가진 벽체를 공장에서 생산할 수 있다면, 현장에서는 일반 PC 부재를 조립하듯이 구조물을 완성할 수 있게 된다.

본 연구는 PC 더블월(이하 DW라 칭함)을 특수전단벽으로 사용할 수 있는 공법을 개발하고, 구조 성능을 평가하는 것을 목적으로 하였다. PC DW는 얇은 PC 판넬 두 장 사이에 간격(채움부)을 두고 제작하여, 채움부에 접합부 보강재와 함께 현장타설 콘크리트를 채움으로써 일체화를 달성하는 벽체이다. 본 연구에서는 DW를 제작할 때, 공장에서 특수전단벽용 특수경계요소의 횡방향 철근을 미리 설치하여 제작하는 방식을 제안하였다. 이때 횡방향 철근은 용접된 폐쇄형 후프 철근을 제안하였다. Fig. 2(a)는 135° 후크 철근을 사용하는 방법을 나타내고 있으며, Fig. 2(b)는 DW에 사용하기 위하여 본 연구에서 제안한 횡방향 철근을 나타내고 있다.

Fig. 3은 폐쇄형 후프 철근을 사용하는 DW 특수전단벽의 개념을 설명하고 있다. 그림처럼 DW의 단부에 횡방향 철근을 미리 설치하여 제작한다면, 현장에서는 단부 보강을 위한 별도의 공정이 필요하지 않다. 따라서 현장에서는 접합부 보강 철물과 함께 채움부 타설을 통하여 PC 특수전단벽을 완성할 수 있게 된다.

2. 설계기준

ACI 318 기준(ACI 2014, 2019)^(1-2)이나 ASCE/SEI 7(2016)⁽⁹⁾에서는 PC 전단벽의 경우 PC 보통전단벽 구조, PC 중간전단벽 구조, PC 특수전단벽 구조로 구분하며, 특수전단벽의 정의에는 일체식 특수전단벽과 PC 특수전단벽 모두가 포함된다(Table 1 참조). 따라서 PC 벽체를 특수전단벽 구조로 설계할 경우 일체식 구조와 동등한 성능을 발휘하는 것으로 볼 수 있으며, 일체식 구조와 동일한 값의 설계계수 및 높이 제한을 따를 수 있다. 반면에 중간과 보통 PC 전단벽의 경우에 대해서는 한 단계씩 낮은 값을 제시하고 있다. 즉 PC 중간전단벽의 설계계수는 현장타설콘크리트 보통전단벽(이하 CIP 보통전단벽)과 같으며, PC 보통전단벽은 CIP 보통전단벽보다 낮은 값을 사용해야 한다.

우리나라 구조설계기준(KDS)에서는 내진 벽체로서 PC 전단벽을 허용하고 있기는 하지만, 구체적 조건 대신 현장타설 벽체(이하 RW라 칭함) 대비 동등성(emulation)을 달성할 수 있도록 요구하고 있다. 여기에서 동등성이란 ‘일체식 구조물에서 요구되는 안전성 및 사용성에 관한 조건’을 갖추도록 함을 의미한다. 그러나 PC 구조에서는 벽체 자체의 특징뿐 아니라 인접 벽체와의 연결방식 등이 매우 다양할 수 있기 때문에 PC 벽체 모두에 적용할 수 있는 ‘일체식 요구조건’을 구체적으로 명시하는 것은 쉽지 않다. 특히 DW처럼 PC와 현장타설 벽체의 장점을 적절히 혼용한 벽체의 경우 더욱 모호해진다.

KDS나 ACI 318에서 요구하는 내진설계 요구조건에 따르면 PC 특수전단벽의 경우 RW 특수전단벽에서 요구하는 접합부 상세를 만족해야 하며 그렇지 않은 경우에는 실험이나 해석을 통해서 동등성의 만족 여부를 확인하여야 한다. 그러나 앞에서 언급된 것처럼 다양한 접합 형식이 가능한 PC 구조에 필요한 요구조건 모두를 기준에 포함할 수는 없다. 따라서 ACI 318에서는 별도의 참고기준(referenced standard)을 통해서 성능 요구조건을 제시하고 있으며, 구체적 방법으로 전문가 그룹(task group) 보고서 형식 문서를 기준의 참고기준으로 채택하고 있다. 한 예로 비부착 긴장재를 사용(압착)하여 PC 부재를 접합하는 PC 전단벽 구조시스템에 대한 참고기준(ACI Committee 93 2007, 2009)^(6-7)을 들 수 있다. 비부착 긴장재를 사용하는 전단벽은 구조적 거동 면에서 볼 때 동등성보다는 비동등성 구조로 분류되므로, 일체식에 대한 동등성 요구조건을 동일하게 적용하는 것은 어려운 일이기 때문이다. 그러나 다른 종류 혹은 더 일반적인 PC 특수전단벽에 대해서는 별도로 요구되는 성능 요건을 제시하고 있지 않다. 반면에 전단벽 구조와는 달리 골조 구조의 경우에는 보다 범용적으로 적용할 수 있는 참고기준(ACI Committee 374 2005)⁽³⁾을 제시하고 있다. 그러나 비록 대상구조는 다르다 할지라도 이들 참고기준의 형식 및 요구조건 항목은 거의 동일하며 전체적인 구성도 매우 유사하다.

ACI 318에서는 성능기준 평가법에 대해서도 참고기준을 제시하고 있다. 성능기준 평가법에서는 구조물에 요구되는 성능을 구조해석 혹은 실험 등을 통하여 평가할 수 있도록 구체적 수치를 제시하고 있다. 성능기준 평가법에서는 PC 구조를 별도로 구분하고 있지 않기 때문에 ‘동등성’ 관점에서의 평가법으로 사용할 수 있는 장점이 있을 수 있다. 이상과 같은 내진성능 평가법 및 성능기준 평가법은 3장에서 구체적으로 설명하고 있다.

3. 성능평가법

본 연구에서는 특수전단벽용 DW가 RW 대비 동등 혹은 그 이상의 내진성능을 가질 수 있는지를 평가하고자 하였으며, 이를 위하여 ACI 318의 참고기준과 함께 이와 유사한 유형의 문헌을 참고로 하였다. 구체적으로는 실험연구를 진행하고 그 결과를 내진성능 평가법(3.1절)과 성능기반 평가법(3.2절)에 따라 평가 및 분석하였다.

3.1 내진성능 평가법

FEMA 450(2003)⁽¹¹⁾, Hawkins and Ghosh(2004)⁽¹³⁾, Ghosh and Hawkins(2006)⁽¹²⁾은 ACI 318의 참고기준과 유사

Fig. 4. Seismic evaluation method of NEHRP (2003)

Table 2. Modeling parameters and performance levels

Conditions		Modeling parameters, plastic hinge rotations (rad.)			Performance levels, plastic hinge rotations (rad.)
Confined boundary	$(A_{s}f_{y}+ P)$/$(A_{cv}f_{ck})$	a	b	c	IO	LS	CP
Yes	$\le$0.1	0.015	0.020	0.750	0.005	0.010 (0.015)	0.015 (0.020)
No	$\le$0.1	0.008	0.015	0.600	0.002	0.004 (0.008)	0.008 (0.015)

한 형식으로 PC 특수전단벽의 내진성능을 평가하는 방법과 함께 실험방법에 관해서도 기술하고 있다. 본 연구의 실험계획은 이에 따라 진행되었으며, 이는 4장에서 설명하고 있다. FEMA 450(2003)⁽¹¹⁾에서는 식(1)의 한계변형각 산정식을 제시하고 한계변형각의 범위 내에서 요구되는 내진성능으로 아래와 같은 4가지 항목을 만족하도록 요구하고 있다.

(1)

$1.0\le\left(0.67\dfrac{h_{w}}{l_{w}}+0.5\right)\le 3.0$

여기서, $h_{w}$와 $l_{w}$는 각각 벽체의 높이와 길이이며, 내진성능 평가법에 대한 개념도는 Fig. 4에 나타냈다.

1) 예상강도 대비 최대강도 비율($\lambda$) : $0.9\le\lambda\le 1.2$

2) 최대강도 대비 한계변위각의 보유강도 비율($\mu$) : $\mu ≥0.8$

3) 초기강성($K$) 대비 원점부근 강성($K^{'}$) 비율($\xi$) : $\xi\ge 0.1$

4) 상대적 에너지소산 비율($\Psi$) : $\Psi\ge 1/8$

3.2 성능기반 평가법

구조 해석이나 실험을 통하여 구조물의 성능을 평가할 수 있는 비선형 모델 특성과 성능수준은 ASCE/SEI 41(2016)⁽⁹⁾, ACI 374.2R(2013)⁽⁴⁾, ACI 374.3R(2016)⁽⁵⁾ 등에서 설명하고 있다. ACI 374.2R에서는 LS(인명안전)와 CP(붕괴방지) 수준을 1차부재(primary)와 2차부재(secondary)로 구분하여 성능수준 값을 제시하고 있다. Table 2에는 이들 값을 나타내고 있으며, ACI 374.2R에서 제시하는 2차부재의 값은 괄호 안에 나타냈다. Fig. 5는 이를 그림으로 나타낸 것이다. Fig. 5와 Table 2에서 알 수 있듯이 단부보강을 사용하는 경우에는 더 높은 성능수준을 요구하고 있다. 소성 변위각의 값을 보면 보유강도 유지 상태에서의 값(a값)으로 0.8 %보다 큰 값의 1.5 %를 요구하고 있으며, CP까지의 값(b값)으로는 1.5 %보다 큰 값인 2.0 %를 요구하고 있다. 또한 단부 보강이 있는 경우 소성 변위각 1.5 %에 이를 때까지 최대강도 대비 75 % 이상의 강도를 유지할 수 있어야 한다. 그리고 본 연구에서는 그림에서의 $\beta$와 $\gamma$값은 공칭강도 대비 0.85와 1.0을 사용하여 나타냈다.

Fig. 5. Modeling parameters & performance level

4. 실험체 계획 및 제작

실험계획은 FEMA 450(2003)⁽¹¹⁾에서 제시하고 있는 방법에 따라 진행하였다. FEMA 450(2003)⁽¹¹⁾에 따르면 실험체 개수는 가력 조건 별로 1개 이상의 실험체를 모두 2개 이상, 실물 크기의 1/2 이상, 그리고 대상 구조의 형상과 재질을 반영하도록 하고 있다. 본 연구에서는 총 5개의 실물 크기 실험체를 대상으로 횡력저항 성능을 평가하고자 하였다. 실험변수는 DW와 RW, 벽두께, 수평접합부 보강 철근의 배근 형태 등이며, 파괴모드와 구조성능 및 내진성능을 평가하기 위한 실험을 계획하였다. 실험변수와 실험체 구성은 Table 3에서 보여주고 있다. 실험체는 벽체 두께별로 구분하여 200 mm 두께의 실험체 3개와 250 mm 두께의 실험체 2개로 구성되어 있다. 여기에는 비교를 위한 RW 특수전단벽 실험체가 두께 별로 1개씩 포함되어 있다. DW 실험체의 경계요소 길이 및 수평접합부 보강철근의 보강비는 RW 실험체와 동일하게 계획하였다. 벽두께 200 mm의 DW 실험체는 수평접합부 보강철근 배치 방법을 변수로 한 실험체도 포함하고 있다. 즉 수직철근(수평접합부 보강철근)의 효율적인 배근 방법을 제시하기 위하여 분산 배치와 집중 배치한 실험체를 계획하였다. 경계요소 보강철근은 벽두께 200 mm인 실험체의 경우 D10 @60, 벽두께 250 mm인 실험체의 경우 D13@80으로 하였다. 경계요소의 길이는 300 mm로 하였는데, 이는 실험체들에 대한 공칭강도 계산에서 얻어진 중립축 거리가 250~300 mm이었기 때문이다.

Fig. 6에는 두께 200 mm인 실험체들의 단면 및 배근 형상을 나타내고 있다. 반복가력 실험을 진행하고자 하였기 때문에 좌우측 양단에 대칭으로 단부보강 횡방향철근을 배치하였으며, 수평접합부 보강철근은 채움부의 중앙에 배치하였다. 수평접합부 보강철근의 배치 방법에 따른 영향을 평가하기 위하여 DW-200I-D에는 등간격으로 고르게 배치하였으며, DW-200I-C에는 양단부에 집중 배치하였다. RW 실험체는 현장타설 벽체의 배근 방법과 동일한 배치를 하였으나, 수평접합부 보강철근의 보강비를 DW와 동일하게 맞추기 위하여 양단부 D10 철근을 3개씩 추가로 배치하였다.

DW 실험체는 Fig. 7과 같은 순서로 제작되었다. 그 순서는

Fig. 6. Specimen details (specimen’s length=1,200 mm)

Fig. 7. Manufacturing processes

(a)상부 PC 판넬 배근, (b)상부 PC 판넬 타설, (c)하부 PC 판넬 위에 상부 PC 판넬을 뒤집어서 설치, (d)수평접합부 보강 철근이 매립된 실험체 하단 지지부의 완성, (e)더블월을 위에서 아래로 끼워 넣고 상부 가력부 거푸집 제작, (f)상부 가력부 및 채움부에 콘크리트를 타설하여 완성된 실험체 등으로 구성된다. RW 실험체는 벽체의 철근 배근을 완료한 후 지지부, 벽체, 가력부를 분리하지 않고 한꺼번에 타설하였다.

5. 실험 및 측정방법

Fig. 8과 같이 실험체의 하단 지지부를 실험실의 바닥에 고정하고, 상단 가력부의 중앙부에서 정･부 방향으로 변위가 발생하도록 반복 가력하였다. 축력은 실험체 좌우측에 설치

Fig. 8. Specimen set-up

Fig. 9. Locations of LVDTs and strain gages

한 2개의 액추에이터를 통하여 순수축압축 강도의 10 %를 유지하도록 하였다. 횡력의 반복가력은 상단 가력부의 중앙부에서 측정한 LVDT의 변위를 기준으로 변위이력에 따라 변위제어 방식으로 가력하였다. 이력가력은 동일 변위각에 대하여 3회씩의 반복가력 후, 다음 증분으로 넘어가는 방법으로 가력하였다. 실험의 진행과정에서 나타나는 변형은 Fig. 9에 나타낸 LVDT 및 변형률 게이지를 통하여 측정하였다.

실험체의 PC 패널과 채움 및 현장타설 콘크리트에 대한 압축강도 시험을 위해 콘크리트 타설 작업 시 3개씩 공시체를 제작하였다. 압축강도 시험용 공시체는 실험체 양생과정과 동일한 조건으로 양생을 진행하였으며, 실험체별로 실험 시작 전 압축강도를 측정하였다. Table 4는 콘크리트와 보강철근의 재료시험 결과를 보여주고 있다.

6. 실험결과

실험체의 균열패턴은 200 mm 벽두께를 갖는 실험체를 비교하여 Fig. 10에 나타내었다.

RW 실험체의 균열은 인장측 벽체와 기초의 접합면에서 초기 휨균열이 발생한 후 벽체 상부에서 다수의 휨균열과 휨전단균열이 발생하였다. 최종파괴는 벽체의 최외단에 배근한 수직 보강철근의 파단과 함께 콘크리트 압괴에 의해 내력저하가 크게 발생하는 현상을 나타내었다. DW 실험체의 균열은 실험체 변수(벽두께, 철근 배치 방법)와 무관하게 균열이 고르게 분산되면서 연성적인 거동 특성을 보였다. DW 실험체의 최종파괴 역시 최외단 철근의 파단과 함께 시작된 점은 RW 실험체와 동일하였다. 인장측 벽체와 기초의 접합면에서 초기 휨균열이 발생한 후 벽체 상부에서 다수의 휨균열과 휨전단균열이 고르게 분포하였다. 3개의 실험체는 모두 정가력과 부가력에서 발생한 휨전단균열이 벽체의 중앙부까지 진전되었으며, 서로 교차하는 양상을 나타내었다. 그러나 DW 실험체의 압축단부 콘크리트의 파괴 정도는 RW 실험체와 비교해서 매우 적게 나타났다. 수평접합부 보강철근이 단부에 집중된 DW-200I-C의 경우도 모서리에서 압괴가 더 크게 나타났지만, RW 실험체에 비해서는 적게 나타났다. RW를 포함한 모든 실험체에서의 강도저하는 벽체의 양측 단부의 콘크리트 박리와 압괴, 그리고 인장철근의 파단에 의해서 발생하였다.

실험체에 대한 하중변위 관계는 Fig. 11에서 비교하였다.

Fig. 10. Crack patterns

Fig. 11. Force-drift ratio relations

Fig. 12. Skeleton curves for force-drift ratio

RW 실험체는 2.0 %의 변위각에 도달할 때까지 안정적인 수평하중 저항능력과 연성적인 변형능력을 보였다. 변위각 2.5 % 내외에서는 가력 사이클이 진행될수록 하중저항능력이 저하되었으며, 변위각 3.0 %에서는 강도저하 현상이 크게 나타났다. DW 실험체들은 변위각 3.0 %까지 안정적인 수평하중 저항능력과 변형능력을 나타내면서 연성적인 거동을 보여주었다. 그리고 변위각 3.0 %에서는 벽체 하단의 피복 콘크리트가 박리하고 보강철근의 파단하는 현상을 나타내었다.

실험체들의 뼈대곡선은 Fig. 12에서 비교하였다. RW 실험체들은 변위각 2.5 %로 3회 반복되는 사이클에서 강도저하가 크게 발생했음을 알 수 있다. 그러나 DW 실험체는 변위각 3.0 %에서 비로소 강도저하가 나타났다. 최대하중 이후 연성 거동을 평가하기 위하여 1.5 %에서의 강도 대비 3.0 %에서의 강도비율을 산정해 보았다. 그 결과 RW는 그 값이 0.72로 나타났으나, DW 실험체에서는 그 값이 거의 1.0에 근접하였다. 이는 그림에서도 알 수 있듯이 DW 실험체에서는 강도 저하가 거의 나타나지 않았음을 의미한다. 초기강성의 경우 RW 실험체들이 DW 실험체들에 비해서 다소 높은 것처럼 보였으며, DW-200I-D와 DW-250I-D의 강성이 낮게 나타난 것은 철근 배치의 영향도 있는 것으로 판단된다. Fig. 6에서 알 수 있듯이 수평접합부 보강철근은 RW와 DW가 다르게 배치되어 있다. RW 실험체의 보강철근이 단부 쪽에 더 치우쳐 있기 때문에 강성이 높아지는 효과를 낳은 것으로 여겨진다. 철근만을 계산에 반영한 단면2차모멘트 값은 DW- 200I-D가 RW 실험체의 90 % 정도가 되므로 강성이 낮게 나타날 수 있다고 여겨진다.

Fig. 12의 초기강성 비교에서 DW-200I-C는 상대적으로 낮은 강성을 보였음을 알 수 있다. DW-200I-C는 수평접합부 보강철근이 단부에 집중되어 있기 때문에 결과적으로 철근이 없는 위치에서 콘크리트 균열이 발생할 수 있다. Fig. 13에는 실험 중 발생한 균열로서 이러한 현상과 연관된 사진을 보여주고 있다. 따라서 철근을 단부에 집중하더라도 응력분포를 고려하여 중앙부에도 최소량 이상 정도의 보강은 필요한 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 14에는 실험체의 공칭강도 대비 최대강도의 비율 값을 정가력과 부가력으로 구분하여 나타냈다. 공칭강도는 재료시험에서 얻어진 값을 사용하여 산정하였다. 그 결과 DW

Fig. 13. Cracks at DW-200I-C

Fig. 14. Strength ratio

Fig. 15. Strains of perimeter hoop

의 강도 비율은 1.05~1.18, RW의 강도 비율은 0.97~1.10으로서 DW 실험체들의 값이 다소 크게 나타났음을 알 수 있다. 따라서 강도 측면에서도 DW가 RW와 비교해서 동등 이상의 성능을 보인 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 15는 단부보강을 위한 횡방향 철근의 변형률을 나타내고 있다. 그림에서 알 수 있듯이 DW와 RW 모두 횡방향 철근은 항복에 이르지는 않았다. 따라서 DW에 용접된 폐쇄형 후프를 횡방향 철근으로 사용하여도 RW의 135° 횡방향 철근과 동등한 구속효과를 발휘하였을 것으로 판단할 수 있었다. 특히 DW-200I-C 실험체는 단부에 D29 및 D25 철근을 집중 배치하였기 때문에 응력집중이 크게 반복적으로 발생하였을 것임에도 단부 구속 효과가 저감되지는 않은 것으로 판단된다.

7. 성능평가

7.2 성능기반 평가

Fig. 17(a)와 (b)에는 ASCE/SEI 41(2014)⁽⁸⁾과 ACI 374에서 제시하는 실험체에 대한 모델링 뼈대곡선 및 성능수준을 실험결과와 비교하여 나타냈다.

Fig. 17에서 알 수 있듯이 모든 실험체는 IO(즉시사용) 수준에서 공칭강도의 90 % 내외 값을 보이면서 안정적으로 거동했으며, 그 이후에도 상당히 연성적으로 거동을 하였음을 알 수 있다. 또한 DW 실험체들은 RW 실험체들과는 다르게 한계변위각(2.0 %) 이후에도 강도 감소없이 연성적인 거동을 하면서 CP(붕괴방지)를 넘어서까지 연성적인 거동을 보였다. 이와 같은 결과는 부가력에 대해서도 동일하게 나타났다. 따라서 성능기반 평가 측면에서도 DW는 RW와 비교해서 동등 이상의 성능을 보였음을 알 수 있다.

Fig. 16. Seismic capacity evaluation by NEHRP (2003)

Fig. 17. Evaluation of performance level

8. 결 론

본 연구는 3개의 특수전단 DW 실험체와 비교를 위한 2개의 특수전단 RW 실험체를 대상으로 구조적 거동을 분석하고, 내진성능 및 성능기반 평가를 수행하였다. 그 결과 DW 실험체는 RW 실험체 대비 동등 이상의 구조 성능을 보인 것으로 판단할 수 있었으며, 이러한 판단의 근거가 되는 구체적 결론은 다음과 같다.

1) 실험체의 균열 패턴은 RW와 DW 모두 매우 유사하게 고르게 분산됨을 보였지만, 단부 압괴 측면에서는 DW의 압괴 정도가 더 낮게 나타났다.

2) DW의 공칭강도 대비 최대강도의 비율은 정가력 및 부가력에 대해서 1.05~1.18으로 RW의 0.97~1.10과 비교해서 높은 값을 보였다.

3) 실험체들은 한계변위각 2.0 %까지 강도의 저하없이 연성적인 휨파괴 거동을 보이다가 RW는 2.5 % 정도에서 내력이 저하되었으나, DW는 3.0 %의 변위각까지도 내력 저하 없이 우수한 연성능력을 보였다.

4) DW는 높은 변형능력과 에너지 소산능력을 보이면서 RW 대비 동등 이상의 성능을 보였기 때문에 용접제작한 DW의 띠철근은 우수한 단부 구속효과를 보인 것으로 판단할 수 있었다.

5) DW는 PC 특수전단벽에 대한 FEMA 450(2003)⁽¹¹⁾의 4 가지 요구 성능을 모두 만족하였으며, ASCE/SEI 41⁽⁸⁾과 ACI 374 등에서 제시하고 있는 모델링 뼈대곡선 및 성능수준의 측면에서도 RW 대비 동등 이상의 성능을 보였다.