3.1 KSS 횡보강근의 개요

이 연구에 사용된 KSS 횡보강근은 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 기둥 모서리에 배치되는 주철근을 횡구속하는 평면상 사각형 형상의 띠철근 사이에 기둥의 각 변에 배치된 주철근을 횡구속하도록 일정한 피치를 갖되 평면상 팔각형 형상을 이루는 나선형 내부 보조띠철근이 연속되게 제작된다. KSS 횡보강근은 KS D 3552 표준^{(KATS 2014)}에 적합하게 생산된 이형철선을 공장 가공하여, 운반과 관리, 시공이 용이하도록 묶음 단위로 제작된다. 나선 띠철근은 시공상 편의에 따라 기둥 상부에서 하부로 또는 그 역순으로 펼치고, 고정철물을 이용해 정해진 위치에 결속하여 시공한다. 또한, KSS 횡보강근 묶음의 시작과 끝은 각각 135° 표준갈고리로 정착하며, 기둥의 단면 형상 및 구조계산 결과에 따라 전단내력 보강을 위해 부재 장변 방향과 수직하게 90~135° 갈고리 보조띠철근을 추가 배근할 수 있다.

3.2 실험체 게획

$\rho_{w}f_{wy}$의 변화가 RC 기둥의 거동 특성, 콘크리트 사인장균열 제어 및 심부콘크리트의 횡구속효과에 미치는 영향을 확인하기 위해 횡보강근의 형상, 직경, 항복강도를 변수로 실험체를 계획하였다. 실험체는 파괴모드에 따라 전단파괴 그룹(S-series)과 휨파괴 그룹(F-series)으로 구분하였다. Fig. 3은 횡보강근을 150 mm 간격으로 배근한 F-series 실험체의 배근상세를 보여준다. 실험체는 실제 구조물의 약 73 % 축소모델로 정방형(400×400 mm) 단면을 갖는다. 실험체의 실험구간은 상하부 스터브(450 mm)를 제외한 2,100 mm이며, 전단경간비($a/d$)는 3.11로 동일하게 계획하였다.

Table 1은 실험체 일람을 나타낸다. 목표하는 파괴모드 유도를 위해 시리즈별 실험체에 사용되는 주철근의 종류 및 항복강도는 동일하며, $\rho_{w}f_{wy}$는 직경과 배근간격, 항복강도를 고려해 유사하게 계획하였다. 시리즈별 기준 실험체는 항복강도 500 MPa의 D10을 띠철근으로 사용한 S-H-F5-10와 F-H-F5-10 실험체이다. KSS 횡보강근의 직경은 9.2와 10 mm이며, 직경에 상응하는 설계 항복강도는 각각 600과 700 MPa이다. 기준 실험체에는 파괴모드와 관계없이 90~135° 갈고리 보조띠철근를 단면의 폭과 높이 방향으로 2대씩 배근하였다. 띠철근과 KSS 횡보강근의 유효단면적은 각각 공칭단면적에 4.00과 3.41을 곱하여 산정하였다^{(Park and Pauley 1975)}.

Fig. 3 Details of the specimens (flexural failure mode specimens)

3.3 재료 실험

콘크리트 배합 강도는 30 MPa이며, 굵은골재의 최대치는 25 mm이다. 콘크리트 타설시 제작된 $\phi$100×200 mm의 원주형 공시체는 실험체와 동일한 조건에서 양생하였으며 KS F 2405^{(KATS 2017)}에 따라 압축강도 시험을 수행하였다. 실험 당일 측정된 콘크리트 압축강도의 평균은 28 MPa였다. 전단과 휨파괴 실험체의 주근에는 각각 SD500 등급의 D25 이형철근과 SD400등급의 D19 이형철근을 사용하였다. 띠철근 기둥의 횡보강근에는 SD500등급의 D10 이형철근을 하용하였다. 비교 실험체에 사용된 직경 9.2와 10 mm 이형철선의 항복강도는 각각 600과 700 MPa이다. 실험체 제작에 사용된 강재의 역학적 성질은 Table 2에 정리하였으며, Fig. 4는 이형철선의 응력-변형률 곡선을 나타낸다.

Fig. 4 Stress-strain curves of the KSS reinforcement

3.4 실험 방법

Fig. 5는 RC 기둥 실험체의 반복가력을 위한 대형구조물피로시험기(스마트자연공간연구센터)의 가력장치와 실험체 세팅현황을 나타낸다. 1,000 kN 용량의 유압 엑추에이터를 이용하여 단면 압축내력의 10 %에 상당하는 일정한 축력(약 450 kN)을 도입하고, 동일한 용량의 스크류 타입 액추에이터를 이용해 Fig. 6에 나타낸 가력 프로토콜에 따라 단계별로 반복수평하중을 가력하였다. 기본 가력방법은 ^{ACI 374}.2R-13 (ACI 2013)에서 제시하는 변위 기반 가력 프로토콜을 참고하였으며, F-series 실험체의 경우에는 주철근 항복 이후에는 항복시 변위($\Delta_{y}$)의 2, 4, 6배로 2 cycle을 1 stage로 하여 가력하였다. 가력은 수평하중이 실험체별 최대하중의 80 % 이하로 저하되는 시점에서 종료하였다. 실험체의 변위 및 층간 변위비는 상하부 스터브에 설치된 300 mm 용량의 LVDT 2대로 계측하였다. 주철근 및 횡보강근의 변형률 분포, 실험체 단부 소성힌지의 길이, 심부콘크리트 횡구속 효과 확인을 위해 설치된 변형률 게이지의 위치는 Fig. 3에 나타낸 바와 같다.

Fig. 5 Schematic of the loading devices and test setup

Fig. 6 Loading protocol for the S-series specimens

4.1 균열 양상

Fig. 7은 실험 종료 후 실험체별 균열양상을 보여준다. 모든 실험체에서 초기 휨균열은 약 0.25 %의 층간 변위비에서 실험체 양단부에 발생하였다. 수평하중이 증가함에 따라 단부에서 실험구간 중앙부를 향하는 경사균열은 이미 발생한 휨균열로 진전하여 휨-전단균열로 발전하였다.

S-series 실험체들은 -1.33 %의 층간 변위비에서 사인장균열이 발생하였다. S-H-F5-10은 약 2.0 %의 층간 변위비에서 최대내력에 도달 직후 사인장균열 폭의 급격한 증대로 최종 파괴하였다. S-K-F6-10은 기준 실험체와 유사한 최대내력과 층간 변위비에서 동일한 파괴양상을 나타낸 반면, S-K-F7-9는 사인장균열 폭의 증대 없이 최종 파괴하였다. S-series 실험체들의 균열 및 파괴양상 비교 결과, 항복강도 600 MPa의 직경 10 mm 이형철선이 항복강도 700 MPa의 직경 9.2 mm 이형철선과 비교해 전단내력 및 사인장균열의 억제와 전단인장파괴 유도 측면에서 항복강도 500 MPa의 D10 띠철근과 유사한 성능을 발휘하고 있음을 확인하였다.

F-series 실험체들 중 F-H-F5-10은 2$\Delta_{y}$의 횡변위에서 휨모멘트가 가장 지배적인 단부의 피복콘크리트가 박리되었다. 4$\Delta_{y}$의 횡변위에서 단부 콘크리트에 압괴가 발생하였으며, Fig. 7(d)에 보여진 바와 같이 단부 중앙부에서는 보조띠철근 90° 갈고리 풀림과 주철근의 좌굴이 발생하였다. F-K-F6-10은 기준 실험체와 유사한 균열양상을 나타내었으며, 단부 콘크리트의 압괴는 6$\Delta_{y}$의 횡변위에서 관찰되었다. F-K-F7-9의 휨-전단균열의 발생 시점은 기준 실험체와 유사했으나 피복콘크리트는 4$\Delta_{y}$의 횡변위에서 박리되었다. 단부 콘크리의 압괴는 F-K-F6-10보다는 이른 5$\Delta_{y}$의 횡변위에서 발생하였다. KSS 횡보강근을 사용한 실험체에서는 강재의 항복강도 및 직경에 상관없이 단부의 중앙 및 모서리 주철근의 좌굴은 관찰되지 않았다.

F-series 실험체들의 최종 파괴시 변위(기준 실험체의 경우 109 mm)는 통상의 수평 처짐 제한치(h/500)에 상응하는 변위(2,100/500=4.2 mm)에 비해 약 26배 큰 값이다. ^{Lee et al.(2017)}은 축력을 받는 RC 기둥에서 설계기준에 따른 보조띠철근의 90° 갈고리 풀림이 약 3$\Delta_{y}$에 발생하며, 갈고리의 풀림을 지연시켜 연성을 확보할 수 있는 공법을 제안하였다. KSS 횡보강근 또한 나선형으로 연속하는 형상적 특징으로 인해 기존 띠철근 공법 대비 대변형에서도 주철근을 효과적으로 구속한 것으로 판단된다.

Fig. 7 Failure patterns

4.2 하중-변형 관계

4.2.1 S-series 실험체

주요 단계별 실험체의 내력 및 층간 변위비, 최종 파괴모드를 Table 3에 정리하였다. Fig. 8은 S-series 실험체들의 하중-층간 변위비 이력곡선과 포락선을 보여준다. S-series의 모든 실험체는 약 2.0 %의 정방향 층간 변위비에서 최대내력에 도달해 연성적 거동 없이 전단파괴하였다. 기준 실험체 S-H-F5-10은 1.0 %의 층간 변위비에서 횡보강근이 항복하였으며, 최대내력 이후 두 번째 cycle에서 내력이 급격히 감소하였다. 이는 횡보강근의 항복에 의해 최대내력 시까지 콘크리트에 부담되는 전단력이 상대적으로 증가하였기 때문이며, 최대내력 직후 사인장균열 폭이 급격히 확장된 원인을 이와 관련지을 수 있다.

반면, KSS 횡보강근을 사용한 비교 실험체의 경우에는 S-K-F6-10에서만 횡보강근의 항복이 관찰되었다. 강재의 항복 시점은 최대내력 시점과 유사했으며, 이는 기준 실험체와 달리 횡보강근과 콘크리트 요소의 전단저항 능력이 거의 동시에 소실되었음을 보여준다. S-K-F7-9에서는 횡보강근의 항복은 발생하지 않았으며, 기준 실험체에 비해 최대내력이 정･부방향 평균 7 % 감소하였다. 그러나 해당 실험체의 두 번째 cycle에서의 내력은 S-K-F6-10의 것과 유사하였다. 실험결과, 횡보강근의 중심간격과 보강량이 유사할 때 S-K-F6-10는 기준 실험체와 비교해 최대내력과 변위에서 동등한 성능을 나타내었으며, KSS 횡보강근이 사인장균열 억제와 전단인장파괴 유도 측면에서도 효과적임을 확인하였다. 한편, S-K-F7-9는 사용된 KSS 횡보강근의 강재량이 기준 실험체 대비 약 10 % 절감되었음에도 횡보강근의 항복 이전 콘크리트가 유효 압축강도에 도달하여 사인장균열 억제(Fig. 7(c) 참조)는 가능하나 전단내력 확보와 전단인장파괴 유도 측면에서는 큰 효과를 기대하기 어려운 것으로 나타났다.

Fig. 8 Load-drift ratio relationship of the S specimen series

Table 3 Summary of the test results

Specimen	Loading direction	At yielding of transverse reinforcement bar		At yielding of longitudinal reinforcement bar		At peak load		At 80 % of peak load		Failure mode
		Load (kN)	Drift ratio (%)	Load (kN)	Drift ratio (%)	Load (kN)	Drift ratio (%)	Load (kN)	Drift ratio (%)
S-H-F5-10	Positive	297.2	1.00	-	-	377.8	2.01	302.2	2.01	Shear
	Negative	-337.9	-1.42	-	-	-375.5	-1.77	300.4	-2.01
S-K-F6-10	Positive	365.1	2.02	-	-	378.9	1.99	303.1	2.01	Shear
	Negative	-318.7	-1.56	-	-	-359.8	-2.01	287.8	2.07
S-K-F7-9	Positive	-	-	-	-	355.9	2.01	284.7	2.01	Shear
	Negative	-	-	-	-	-347.2	-1.32	277.8	-2.06
F-H-F5-10	Positive	-	-	263.4	1.08	286.4	1.88	229.1	5.36	Flexural
	Negative	-	-	-263.7	-1.00	-284.3	-1.81	-227.4	-4.17
F-K-F6-10	Positive	-	-	233.6	0.72	276.5	1.42	221.2	4.68	Flexural
	Negative	-	-	-226.5	-0.72	-275.1	-1.43	-220.1	-4.59
F-K-F7-9	Positive	-	-	253.3	1.03	278.5	1.69	222.8	5.51	Flexural
	Negative	-	-	-261.4	-0.95	-291.1	-1.88	-232.9	-5.13

4.2.2 F-series 실험체

Fig. 9는 F-series 실험체들의 하중-층간 변위비 이력곡선과 포락선을 보여준다. 모든 실험체는 정･부방향 평균 0.72~ 1.04 % 범위의 층간 변위비에서 주철근이 항복하였으며, F- K-F6-10의 주철근 항복시 하중은 기준 실험체에 비해 3.6 % 낮았다. 또한, F-series 실험체 간 정･부방향 최대내력의 평균은 275.8~285.4 kN의 범위에 있는 것으로 나타나 횡보강근의 형상 및 $\rho_{w}f_{wy}$가 휨내력에 미치는 영향은 미미하였다. 모든 실험체의 내력은 최대내력 이후 양단부 피복콘크리트의 박리와 콘크리트 압괴로 인해 점진적으로 감소하는 경향을 나타냈다. 기준 실험체는 정･부방향 평균 4.76 %의 층간 변위비에서 하중이 최대내력의 80 %로 감소하였다. F-K-F6-10의 최대내력의 80 %에 상응하는 하중에서의 정･부방향 평균 층간 변위비는 4.63 %로 기준 실험체보다 감소한 반면, F-K- F7-9의 것은 5.32 %로 기준 실험체보다 증가하였다. 그러나 비교 실험체들의 주철근 항복시 정･부방향 평균 층간 변위비는 기준 실험체의 것보다 작아 F-K-F6-10와 F-K-F7-9의 변위 연성능력은 기준 실험체 대비 각각 41 %, 17.7 % 증가하였다. 실험결과, 횡보강근의 형상 및 $\rho_{w}f_{wy}$는 RC 기둥의 내력보다는 변위 연성능력에 영향을 미치는 것으로 나타났다.

Fig. 9 Load-drift relationship of the F specimen series

4.3 변형률 분포 특성

이 절에서는 가력 단계별 횡보강근 및 주철근의 변형률 분포 특성을 통해 타입별 횡보강근에 의한 심부콘크리트 및 주철근의 구속 효과를 비교하고자 한다.

4.3.1 횡보강근의 변형률 분포

Fig. 10과 Fig. 11은 각각 S-series와 F-series 실험체들의 층간 변위비 및 항복변위($\Delta_{y}$) 대비 가력 단계별 횡보강근 변형률 분포를 나타낸다. 게이지에 의한 변형률 계측의 위치는 실험체 단면도(예, 단면 좌･우측이 정･부방향 가력면)에 표시하였다. 역대칭 휨모멘트를 받는 모든 실험체는 기둥의 상･하 단부로부터 유효깊이(d) 만큼 떨어진 위치에 놓인 횡보강근이 가장 큰 변형률을 나타냈다.

S-series 실험체들의 경우, 가력면보다 가력면과 수직인 면(균열면)에 놓인 횡보강근 요소 변형률의 증가율은 가력 단계별로 증가하는 경향을 보였으며, 단부에 놓인 횡보강근의 변형이 두드러졌다. 사인장균열의 폭이 넓었던 기준 실험체와 S-K-F6-10만이 횡보강근의 변형률이 항복 변형률에 도달하였다. 공칭직경이 10 mm이며, 항복강도가 600 MPa인 이형철선을 사용한 KSS 횡보강근은 균열면 뿐만 아니라 팔각형상의 보조띠철근도 작용 전단력에 효과적으로 저항하고 있음을 확인하였다. 반면, S-K-F7-9에서 고강도 횡보강근의 모든 성분이 탄성 상태를 유지하고 있어 복부 콘크리트가 최대 압축강도 도달 이후에 기둥 부재의 전단인장파괴는 기대하기 어려우며, 띠철근 기둥에 비해 내력이 저하될 수 있음을 보여준다.

전단에 대하여 충분한 여유도를 가지는 F-series 실험체들의 경우, 실험 종료 시까지 모든 방향의 횡보강근이 탄성 상태를 유지하였다. F-K-H6-10와 F-K-H7-9와 비교해 기준 실험체의 횡보강근은 항복 변형률($\varepsilon_{y}=0.003$) 대비 높은 변형률을 나타냈다. KSS 횡보강근의 경우에는 띠철근뿐만 아니라 팔각형상의 보조띠철근의 변형률도 가력 단계별로 크게 증가하였다. 이는 기준 실험체에서의 90~135° 갈고리 보조띠철근이 전단력에 저항하는 동시에 주철근의 위치고정 및 정착을 위한 역할을 수행하는 반면, 팔각형상 보조띠철근은 기존 띠철근의 역할 외에도 원형 나선철근과 유사하게 콘크리트의 횡팽창에 저항한 것으로 판단된다.

콘크리트에 대한 횡보강근의 횡구속효과는 크게 콘크리트의 최대 및 극한 시 강도와 상응하는 변형률의 증가를 들 수 있다. 기존 연구자들^{(Richart et al. 1928; Mander et al. 1988; El-Dash and Ahmad 1995)}은 $\rho_{w}f_{wy}$가 같을 때 횡보강근에 의한 유효 횡구속압은 동일한 것으로 간주하여 모델을 제안하였다. F-series 실험체들에 대한 파괴양상 및 가력 단계별 하중, 횡보강근의 변형률 분포를 종합적으로 비교한 결과, $\rho_{w}f_{wy}$가 유사할 때 RC 기둥의 휨내력과 거동도 유사함을 확인하였다. 반면, 비교 실험체들의 연성능력이 크게 증가된 이유는 기존 띠철근과 비교해 팔각형상 보조띠철근에 의해 휨 단면 압축측 콘크리트의 최대 강도가 증가되었으며, 대변형에서도 내부 주철근의 좌굴을 방지한 데 기인하는 것으로 판단된다.

Fig. 10 Strain distribution in the transverse reinforcement of the S specimen series

Fig. 11 Strain distribution in the transverse reinforcement of the F specimen series

4.3.2 주철근의 변형률 분포

Fig. 12는 F-series 실험체에 있어 0.25 %와 0.5 %의 층간 변위비 및 $\Delta_{y}$~$6\Delta_{y}$의 정방향 변위에 대한 주철근의 변형률 분포를 나타낸다. 모든 실험체의 양단부에서 유효깊이 $d$만큼 떨어진 구간(420~1,680 mm) 내 주철근의 변형률 분포는 비교적 선형적이다. F-K-H6-10의 경우 유효깊이 구간 내 변형률은 실험 종료 시까지 증가하는 경향을 보인 반면, 기준 실험체는 변형률의 증가 추세가 둔화되거나 기둥 단부에서 감소하는 경향을 보였다. 기둥 하부에서 두 번째 게이지에서 계측된 변형률 값이 유효하지 않음을 감안한다면, 이는 기준 실험체에서 주철근의 항복 이후 유효깊이($d$) 구간 내 압축측 단면의 콘크리트 연화로 인한 소성화 현상(소성힌지)과 인장측 단면 주철근과 콘크리트 사이의 부착력 저하로 인해 소성힌지 구간 내(휨모멘트가 유사한 구간)에 위치한 주철근 변형률의 증가가 둔화된 것으로 판단된다.

소성힌지 형성 및 길이에 영향을 미치는 주요 인자로는 단부에 작용하는 축력의 크기, 전단경간비($a/d$), 모멘트 구배, 횡보강근 및 주철근의 역학적 성질, 콘크리트 강도 및 횡구속 정도로 알려져 있다^{(Bae and Bayrak 2008)}. $2\Delta_{y}$ 시점에서 주철근이 항복 변형률에 도달한 위치부터 단부까지의 거리를 소성힌지 길이라 가정할 때, 기준 실험체의 소성힌지 길이는 약 700 mm로 F-series 실험체 중 가장 길었다. 동일 시점에서 F-K-F6-10과 F-K-F7-9의 추정 소성힌지 길이는 약 400 mm와 350 mm였다. 주철근의 변형률 분포 분석 결과, 횡보강근을 제외한 모든 실험변수가 동일하므로 소성힌지 길이는 횡보강근의 형상에 지배적인 영향을 받으며, 횡보강근의 항복강도가 증가할수록 짧아지는 것을 알 수 있다. 그러나 600~700 MPa급 고강도 횡보강근에 의한 심부콘크리트 횡구속효과를 기대하기 위해서는 서론에서 언급한 바와 같이 고강도 콘크리트가 사용되어야 한다. 실험결과(Table 3) 및 변형률 분포 특성(Figs. 10~12)으로부터 횡보강근 보강량이 유사할 때 KSS 횡보강근은 형상적 특징으로 인해 기존 띠철근 기둥 대비 사용 철근량의 감소 및 동등 이상의 휨 성능을 기대할 수 있음을 확인하였다.

Fig. 12 Strain distribution in the longitudinal reinforcing bars of the F specimen series

4.4 연성능력

전단파괴를 유도한 S-series 실험체들은 2.0 %의 층간 변위비에서 주철근의 항복 없이 최대내력 도달 직후 취성파괴하였으므로 이 절에서는 F-series 실험체들의 연성능력만을 비교하였다. F-series 실험체들의 연성능력 평가에는 변위연성도(displacement ductility ratio, $\mu$)를 사용하였다. $\mu$는 Table 3에 나타낸 정･부방향 평균 최대하중의 80 % 시 하중의 변위($\Delta_{u}$)에 대한 주철근 항복시 평균 변위($\Delta_{y}$)의 비($\mu =\Delta_{u}/\Delta_{y}$)이다.

Fig. 13은 F-series 실험체의 변위연성도를 비교한 것이다. Table 3에 보여지는 바와 같이 기준 실험체 및 F-K-F6-10의 정･부방향 평균 $\Delta_{u}$에 상응하는 층간 변위비는 각각 4.76 %와 4.63 %로 유사했으나, 변위연성도는 F-K-F6-10가 기준 실험체에 비해 약 40 % 높았다. 이는 KSS 횡보강근에 의한 휨 단면 압축측 콘크리트의 최대강도 증가로 약 31 % 작은 층간 변위비에서 주철근 항복하였기 때문이며, 이런 경향은 기준 실험체와 F-K-F7-9 사이에서도 확인할 수 있다. 반면, F-K- F7-9의 변위연성도는 F-K-F6-10보다 약 17 % 감소하였다. 변위연성도 비교 결과, $\rho_{w}f_{wy}$가 유사할 때 KSS 횡보강근은 팔각형상 보조띠철근에 의해 주철근 항복시 심부콘크리트에 대한 횡구속효과로 증가로 기존 띠철근보다 KSS 횡보강근이 RC 기둥 실험체의 연성능력을 향상시키는 것으로 나타났다(F-H-F5-10 vs. F-K-F6-10). 그러나 KSS 횡보강근이라 할지라도 700 MPa 이상 고강도 이형철선의 경우에는 횡보강근의 항복 이전에 심부콘크리트의 조기 연화 및 단부 소성화를 유발하여 RC 기둥의 연성능력이 저하되었다 판단된다(F-K- F6-10 vs. F-K-F7-9).

Fig. 13 Displacement ductility ratio of F specimen series

4.5 에너지 소산능력

Fig. 14는 Fig. 9에 나타낸 하중-층간 변위비 이력곡선으로부터 가력 단계별 실험체에 흡수된 누적 에너지를 비교한 것이다. S-series 실험체들의 경우, 최대내력 이후 전단파괴가 발생한 약 2.0 %의 층간 변위비까지 흡수된 에너지량은 38.7~ 41.3 kN･m로 유사하였으며, 횡보강근의 항복강도가 높을수록 흡수 에너지량도 조금씩 증가하였다.

F-series 실험체의 경우, 기준 실험체의 주철근 항복시까지 흡수된 에너지량은 11.5 kN･m였으며, 동일한 층간 변위비(1.0 %)에서 기준 실험체 대비 F-K-F6-10는 31 % 많았던 반면, F-K-F7-9는 5.4 % 낮았다. 실험 종료 시까지 F-K-F6-10에 흡수된 에너지량은 다른 실험체보다 항상 많았다. F-K-F7-9의 경우, 변위 연성능력은 기준 실험체보다 증가하였나, 항복내력이 및 강성이 낮아 실험 종료 시까지 해당 실험체에 흡수된 에너지량은 7 % 적었다.

실험체별 에너지 소산능력을 비교한 결과, 전단에 지배를 받는 RC 기둥에서 횡보강근의 형상 및 항복강도, $\rho_{w}f_{wy}$가 에너지 소산능력에 미치는 영향은 미미하였다. 이와 달리 $\rho_{w}f_{wy}$가 유사할 때, 휨에 지배를 받는 RC 기둥에서 압축측 콘크리트에 대한 횡구속효과가 뛰어난 항복강도 600 MPa의 KSS 횡보강근은 500 MPa의 기존 띠철근에 비교해 최대내력 이후 기둥의 강성 감소를 둔화시키고 이로 인한 연성능력 향상으로 에너지 소산능력 또한 향상되었다. 이에 비해 항복강도가 700 MPa 이상인 KSS 횡보강근은 연성능력 측면에서와 마찬가지의 이유로 RC 기둥의 에너지 소산능력도 다소 저하되었음을 확인하였다.

Fig. 14 Cumulative hysteretic energy