1. 서 론

최근 국내 건설환경은 현장중심의 생산공법에서 급격히 탈피하여 탈현장 건설 (Off-Site Construction, OSC) 공법의 적용을 요구하고 있다. 프리 캐스트 콘크리트 (Precast concrete, PC) 공법은 고품질의 단위부재들을 공장에서 선제작하기 때문에 공기단축을 통한 금융비용 및 투입 노무비를 절감할 수 있는 것으로 알려져 있으며, 국내에서는 많은 경험을 바탕으로 큰 시행착오없이 즉시 실현가능한 대표적인 탈현장 공법이다[1]. 기존의 PC 공사에서는 상·하부 기둥을 연결하기 위하여 주로 스플라이스 슬리브 (splice sleeve)를 이용하였으며, 이는 그라우트를 주입하여 일체화하는 습식 기계적이음 공법으로 분류될 수 있다. 이 같은 습식 공법은 그라우트의 충분한 강도가 발현될 때까지 양생기간이 필요하고 이에 따라서 다수의 가설재가 필수적으로 요구되어 상부층 공사가 지연되는 단점이 지속적으로 지적되고 있으며, 적정한 그라우트 품질의 달성여부를 확인할 수 없는 문제점이 있다.

Kim et al.[2]은 연성 볼트 접합을 통한 기계적이음 상세를 적용한 포스트텐션 보-기둥 외부접합부 실험체를 제작하여 RC 공법이 적용된 실험체와 구조적 거동을 분석하였다. 포스트텐션 긴장력이 도입된 보-기둥 접합부의 휨 및 전단 강도를 증진시키는 효과가 있었으며 PC 실험체의 보-기둥 접 합부 계면에서의 핀칭효과가 감소하는 것으로 나타났다.

이상섭[3]은 앵커와 연결 플레이트, 고강도 볼트로 구성되어 있는 기계식 정착장치를 이용한 소규모 PC 보-기둥 접합부와 RC 보-기둥 접합부 실험을 수행하였다. 거동은 작은 구조물에서 일반적인 약기둥-강보의 파괴모 드로 나타났다.

이 연구에서는 압축력과 인장력을 모두 전달할 수 있는 건식 기계적이음을 개발하였고, 이를 활용한 PC 모멘트골조의 요구성능 및 내진성능 확보 여부를 평가하고자 한다. 또한, 가설재 없이도 자립이 가능한 시스템 (Selfsustaining system, SSS)을 구현하고, 이를 바탕으로 시공안정성과 급속시 공성능을 동시에 달성할 수 있을 것으로 판단된다.

2. 실험적 연구

2.1 공법개요

이 연구에서는 건식 기계적이음을 통해 연결된 PC 보-기둥 접합부 실험체를 제작하여 접합부의 거동 및 내진성능을 실험적으로 분석 및 평가하였다. 이 연구에서 제안하는 건식 접합부를 갖는 PC 접합부 시공 상세는 PC 기둥의 기계적이음을 통해 스스로 자립이 가능한 시스템을 구현하고자 하며 기등을 관통하는 보의 주철근 또한 동일한 방식의 기계적이음을 통해 일체성을 확보할 수 있는 공법이다. Fig. 1는 기계적이음 공법의 상세를 제시 하였다. 이 연구에서 적용된 건식 기계적이음은 외부홀더와 이에 연결되는 고정캡 및 내부헤드로 구성되어 있다. 외부홀더와 고정캡의 체결을 통해 인장력을 기계적 이음으로 전달하고, 상대적으로 크기 때문에 시공오차를 적절한 범위내에서 흡수할 수 있다. 밀착된 내부헤드는 압축력을 전달할 수 있도록 고안되었다. PC 기둥-기둥 이음부 (수직 커플러)와 PC 보-기둥 접합부 (더블헤드, 싱글헤드, 회전커플러)를 일체화할 수 있도록 설계하였다. 여기서 더블헤드 (Double head)는 기둥과 보에서 연장된 양쪽철근에 헤드를 맞닿게 설치하며, 싱글헤드 (Single head)는 기둥내부에 홀더만 설치되고, 보에서만 헤드를 조절하여 맞닿게 하는 방법이다. 헤드는 철근과 나사로 조립되어 있으며, 나사를 풀어서 상대측 철근과 맞닿도록 구성되어 있다. 회전커플러 (Rotating coupler) 접합은 현장타설콘크리트 부분 (즉, 슬래브 위치)에 배치되는 길이방향철근을 직접회전하여 홀더에 나사조립하는 방식으로 기본적인 상세는 싱글헤드와 비슷하지만 철근이 직접 회전할 수 있어야 하므로 현장타설부위와 같이 자유로운 공간이 확도된 경우에만 사용이 가능하다. 요약하면, 홀더는 PC 부재 내에 미리 매설되며, 현장에서는 내부헤드 (싱글 또는 더블 헤드)의 나사를 풀어 상호 밀착시키고, 외부 고정캡을 홀더에 체결하여 시공을 마무리 한다. 외부홀더와 고정캡은 PC 부재의 조립시 오차를 수용할 수 있도록 고안되었다. 실험체에 적용된 기계적이음의 성능을 평가하기 위하여 KS D 0249 ^｢철근 콘크리트용 봉강의 기계식 이음의 검사방법_｣[4]에 따라 시편을 제작하여 일방향 인장시험 및 고응력 반복 시험을 수행하였고, 모두 요구성능을 충분히 만족하는 것을 확인하였다. 또한, 현행 KDS 14 20 80 4.1.6절에서 규정하고 있는 유형2 기계적이 음에 준하는 성능 또한 만족하였다. 자세한 사항은 2.4절에서 설명하였다.

이 연구에서는 기계적이음을 적용한 건식 PC 특수모멘트골조 보-기둥 접합부의 내진성능을 규명하기 위하여 준정적 반복가력 실험을 수행하였다. 실험결과를 토대로 접합부의 균열 및 파괴양상, 거동을 검토하고 기존의 RC 공법이 적용된 실험체와 ACI 374.1-05 Report (2005)[5]에 제시된 허용기준을 통해 접합부의 내진성능과 동등성 확보를 평가하였다.

2.2 실험체 설계

이 연구에서 건식 접합부를 갖는 PC 특수모멘트골조의 내진성능을 평가하기 위해 실험을 진행하고자 ACI 318-19 (ACI Committee 318, 2019) [6]와 ACI 352R-02[7]에 근거하여 설계하였다. ACI 318-19의 18.9.2절 에서는 PC 특수모멘트골조의 접합부 상세를 연성접합부 (Ductile connections) 와 강도접합부 (Strong connections)로 구분하고 있다. 이 연구의 PC 보-기둥 접합부의 상세는 강도접합부를 적용하였고, 이에 따라서 소성힌지가 기계적이음의 외부에서 발생되도록 용량설계 (Capacity design) 개념을 적용하였다. 즉, PC 실험체의 기계적이음이 체결되어 있는 구간 외부 (지점방향)에서 소성힌지를 유도하기 위해 기둥 내부에 수평방향으로 관통 하는 철근 직경은 PC 보의 철근 직경보다 큰 직경으로 설계하였다. 기계적 이음 장치는 기둥 외면으로부터 약 50 mm 떨어져 위치해있다. PC 실험체의 공칭 휨강도는 직경이 작은 철근이 항복하는 것으로 산정하였으며 Fig. 2 과 같이 강도 접합부의 요구 휨강도는

으로 산정하였다. 여기서, M_E는 초과강도가 고려된 강도접합부의 요구휨강도이며, x는 기둥 면에서 기계적이음 장치의 중심까지 떨어진 길이를 의미 하며, M_n는 보의 공칭휨강도, l_b는 기둥면에서 지점까지 거리로 산정하였다. 1.25는 예상강도 (Probable strength)를 위한 철근의 초과강도계수이다.

이 연구에서는 2개의 PC 접합부 실험체를 제작하였고, 동등성을 평가하기 위해 보-기둥 접합부가 일체로 타설된 철근콘크리트 (Reinforced concrete, RC) 접합부 실험체 1개를 추가로 제작하였다. PC 접합부 실험체는 보가 중실 (Solid)단면을 갖는 PC-S와 보의 단면이 U형상인 PC-U를 제작하였으며, 모든 실험체의 주요 특징을 Fig. 3에 나타내었다. 중실단면을 갖는 PC-S 실험체는 PC 보의 길이방향으로 단면이 동일하며, 보의 주철근은 기계적이음 장치 (더블헤드, 싱글헤드, 회전커플러)를 통해 기둥을 관통하여 보 길이 방향 철근과 연결된다. 앞서 설명한 것과 같이, 덧침콘크리트 (즉, 슬래브)에 배치되는 길이방향 철근은 회전커플러, 기둥을 관통하는 상부와 하부 철근 은 각각 싱글헤드와 더블헤드 상세를 갖도록 연결하였다. PC-U 실험체는 기둥 외면으로부터 900 mm까지 U형 쉘 (Shell)단면이며, 쉘단면의 내부에 현장에서 추가 철근을 배근할 수 있는 상세이다. 이외의 모든 철근배근 상세는 PC-S 실험체와 동일하다. PC 실험체의 기둥-기둥 이음은 기둥의 각 모서리의 SHD25 철근을 싱글헤드를 갖는 기계적이음 장치로 체결하였으며, 이 외의 기둥의 주철근에 스플라이스 슬리브를 배치하여 일체화하고자 하였다. 즉, 코너의 4개 철근은 건식 기계적이음을 적용하여 자립성능을 확보하였고, 나머지 기둥의 주철근은 습식 기계적이음을 적용하여 경제성을 도모하였다. RC 실험체는 PC 실험체와 동등한 휨강도를 확보하기 위해 보 상·하부에 각 각 4-HD22, 4-HD19 철근을 배근하였다. 모든 실험체는 실험실의 현실적 인제약사항인 양중무게 및 가력장비의 용량을 고려하여 높이는 3,220 mm, 경간길이는 6,000 mm 로 계획되었으며, 모든 실험체의 보와 기둥의 크기는 각각 600 mm×600 mm 및 600 mm×700 mm이다.

2.3 실험체 제작 과정

Fig. 4에는 PC 실험체의 제작과정을 나타내었다. PC 실험체는 PC 보와 PC 기둥을 별도로 제작하였으며 PC 기둥의 각 모서리에 위치한 수직 커플러를 통해 자립성능을 확보하였다. PC 보 부재를 하부 기둥 코벨 (Corbel) 에 안착하였으며 수평방향 기계적이음 장치 (싱글헤드, 더블헤드, 회전커 플러)를 체결하였다. 이후 기둥의 스플라이스 슬리브에 그라우트를 주입하였으며 덧침콘크리트를 PC 보 상부에 타설하여 일체성을 확보하였다. 콘크리트 강도를 충분히 발현하고자 증기양생을 거쳐 실험체를 제작하였다.

2.4 재료 및 기계적이음 성능시험

실험체에 사용된 콘크리트 압축강도는 35 MPa로 설계하였으며, 기둥 스플라이스 슬리브에 주입되는 그라우트의 압축강도는 60 MPa로 설계 하였다. 철근은 공칭 항복강도가 400 MPa (HD) 및 500 MPa (SHD)인 철근을 사용하였다. Fig. 5은 콘크리트 및 그라우트 압축시험과 철근 인장 시험 결과를 요약하여 나타내었다. 기계적이음 성능시험은 KS D 0249의 기준에 따라 일방향 인장시험과 고응력반복가력시험을 수행하였다. 일방향 인장시험은 판정 기준은 시험체의 인장강도가 모재 철근 규격 최소 항복점의 125% 이상 또는 모재 철근의 인장강도 이상이어야 한다. 또한, 고응력반복가력시험은 지진 및 변형의 영향을 받는 기계적이음의 안전성을 평가하는 것으로 판정 기준은 하한 하중 (모재 규격 항복점의 2%, 0.02σ_y ) 과 상한 하중 (모재 규격 항복점의 95%, 0.95σ_y )로 하는 응력으로 반복 인장 시험을 30회 행한 후 이 때의 강성 변화율 및 최대 잔류변위를 평가한다. Fig. 6은 기계적이음 성능평가 방법을 보여주고 있으며 성능시험 결과를 Table 1과 Figs. 7~9에 나타내었다. 시험 결과, 위 기준에서 규정하는 허용 잔류변위보다 작은 미끄러짐과 우수한 강성 성능을 보유하고 있는 것으로 판정되었다.

2.5 실험 방법

Fig. 10에는 실험세팅과 횡가력 상세, 항복점 및 파괴점 산정 방식을 나타내었다. 실험체의 상부 기둥에 가력을 하기 위한 철물과 엑츄에이터를 연결하였으며 기둥의 하부는 힌지 철물을 통해 힌지 지점을 구현하였다. 보의 양단부에 힌지 철물 2개를 체결하여 롤러 지점을 구현하였다. 구조물에서 발생하는 중력하중을 모사하기 위해 기둥 단면의 공칭 압축강도 대비 약 10%를 축력으로 재하하였다. 가력상세는 ACI 374.1-05에서 제시된 이력을 사용하였으며 변위제어방식으로 층간변위비 0.2%부터 4.5%까지 각 하중단계에 대하여 정·부방향으로 3회 반복가력하였다.

3. 실험 결과

3.1 이력거동

강기둥-약보로 설계된 보-기둥 접합부의 경우 접합부에서 보의 인장 철근이 항복하는 것을 가정하여 공칭강도 (P_n)을 산정할 수 있다. 접합부에 작용하는 힘의 평형 조건에 따라 보-기둥 접합부 실험체의 공칭강도를

으로 산정하였다. 여기서, V_bp와 V_bn는 각각 보 하부근과 상부근의 항복에 의한 전단력을 의미하며 l_b은 보의 순길이, h_eff는 실험체의 유효 높이로서 3,170 mm이다. 모든 실험체는 기둥에 비해 보에 다수의 휨 균열이 나타났으며 이력 곡선에서 최대 하중은 보의 공칭강도와 유사하게 나타났다. 또한, 실험체의 파괴모드는 보 부재의 내단부 소성힌지 구간에서 상·하부 콘크리트의 압괴 및 주철근 파단으로 인한 휨파괴로 나타난 것으로 판단되며 따라서 현행설계기준에 부합하는 강기둥-약보의 거동을 보였다.

Fig. 11(a)는 중실단면을 갖는 PC-S 실험체의 이력곡선과 균열상세를 나타내었다. 초기 하중단계에서 보의 휨 균열이 나타났으며 층간변위비 1.0%를 넘어서 접합부 내에서 전단균열이 발생하였으나 균열이 크게 진전 되지 않았다. 실험체의 정·부방향 최대 하중은 각각 277.4 kN (1.49%), -257.2 kN (-1.50%)이다. 층간변위비 3.5%에서 기계적이음이 매설되어 있는 포켓부의 콘크리트가 탈락하였다. 층간변위비 4.5%에서 기계적 이음된 보의 주철근이 기계적이음 바깥부분에서 파단되어 파괴되었으며, 이는 강도접합부의 특성을 잘 보여주었다.

Fig. 11(b)는 U형 보단면을 갖는 PC-U 실험체의 이력곡선과 균열상세를 나타내었으며 전반적으로 PC-S 실험체와 균열패턴 및 거동이 유사하게 나타났다. 실험체의 최대하중은 정·부방향 각각 310.6 kN (1.49%), -289.0 kN (-1.48%)로 나타났다. 실험 종료 후에도 PC 실험체에 적용된 기계적이음의 체결 상태는 양호하였으며, 일부 보 주철근은 기계적이음 외부에서 파단되어 강도 접합부 설계에 부합하는 이력거동을 보여주었다.

Fig. 11(c)는 RC 실험체의 이력거동을 나타내었다. 초기 하중단계에서 보 내단부에 휨균열이 발생하였으며 접합부의 대각 전단균열은 PC 실험체 보다 이른 시점에 발생하였다. 실험체의 최대하중은 정·부방향 각각 272.6 kN (3.29%), -257.0 kN (-1.95%)로 나타났다. 하중단계가 증가할수록 RC 공법의 전형적인 거동을 보여주었으며 보 상·하부 콘크리트 압괴로 손상이 크게 나타났다.

모든 PC 실험체들은 실험체 항복 이후 공칭강도 대비 최대하중이 RC 실 험체보다 상회하는 것으로 나타났다. 이는 기계적이음의 이음성능이 우수하며 강성이 상대적으로 큰 기계적이음이 기둥 계면에 위치하여 강도 증진에 영향이 있는 것으로 판단된다. 또한, PC 실험체들은 RC 실험체와 비교 하였을 때 핀칭효과가 오히려 적게 나타났으며. 이는 정·부방향 하중가력 이후 원점으로 되돌아 올 때 기계적이음 장치 내부에 배치된 더블헤드가 압축응력을 잘 전달하였기 때문으로 판단되며, 또한 RC 실험체에 비하여 철근의 부착-미끄러짐이 적었던 것으로 판단된다.

Table 2는 실험에서 계측된 보-기둥 접합부 실험체의 최대하중과 최대 하중 도달 시 층간변위비, 초과강도비 나타내었다.

3.2 철근의 변형률

Fig. 12에는 기둥을 관통하는 보의 길이방향 상·하부철근에 부착한 변형률 게이지를 통해 주요 층간변위비에서의 변형률을 나타내었다. Fig. 12(a) 및 Fig. 12(b)에 나타낸 것과 같이, 강도접합부로 설계한 PC-S 실험 체의 보 상·하부 주철근의 변형률은 초기 하중단계에서는 길이방향으로 모 두 유사한 변형률 분포를 보여주었다. 층간변위비 1.5% 이후의 기둥면으 로부터 150 mm 떨어진 위치의 철근 게이지 값이 크게 증가하는 양상을 나타냈으며, 이는 기계적이음 외부로 항복이 유도되는 PC 특수모멘트골조 보-기둥 강도접합부(Storng connection) 상세에 부합하는 거동특성을 보 여준 것이다. Fig. 12(c) 및 Fig. 12(d)에 나타낸 것과 같이, PC-U 실험체 변형률 거동은 PC-S 실험체와 유사하게 나타났다. 다만, 하부철근의 변형률 이 층간변위비 3.5%를 넘어서면서 기둥주변에서도 다소 크게 나타났으며, 이는 하부철근의 파단에 의한 것으로 사료된다.

RC 실험체의 철근변형률은 Fig. 12(e) 및 Fig. 12(f)에 나타내었으며 전형적인 RC 보-기둥 접합부 변형률 추이를 보여주었으며, 하부철근의 변형률이 상부철근의 변형률보다 크게 나타났다. 층간변위비 1.5% 이상에서 하부철근의 변형률 분포는 PC 실험체와 다르게 변형률이 집중되는 경향은 나타나지 않았고, 하부철근의 경우에는 소성변형이 기둥내부로 침투되는 거동특성을 보여주었다.

3.3 할선강성

횡방향 할선강성 비교를 위하여 각 층간변위비에 따른 첫 번째 하중 사이클에서의 할선강성을 산정하였고 이를 Fig. 13에 나타내었다. 초기 하중단계에서는 RC 실험체의 강성이 높게 나타났으나 각 실험체가 항복점 도달 이 후인 층간변위비 1.0% 이후로 RC 실험체와 동등한 휨강성을 보유하는 것으로 나타났다. 이 연구에서 제안하는 기계적이음 상세는 KS D 0249에서 규정하는 기준을 만족하였기에 PC 공법으로 제작된 실험체 (PC-S 실험체, PC-U 실험체)의 할선강성은 RC 실험체의 할선강성과 유사하게 나타났다. 따라서 이 연구에서 제안하는 건식 접합부를 갖는 PC 특수모멘트골조 상세는 RC 공법과 대비하여 동등성을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

3.4 에너지소산능력

에너지소산능력은 보-기둥 접합부에서 보가 기둥보다 먼저 항복하여 보의 소성힌지 영역에서 에너지소산이 이루어져야 하며, 이는 건물의 시스템 레벨에서 내진성능을 판단할 수 있는 지표가 된다[8]. Fig. 14는 각 실험체의 이력곡선을 이용하여 산정된 누적 에너지소산량을 각 하중 단계에 대하여 나타내었으며, 에너지소산량은 각 목표 층간변위비에서 이력곡선으로 둘러싸인 면적으로 산정하였다. 층간변위비 1.0% 까지 모든 실험체의 에 너지소산능력은 유사하게 나타났으며, 층간변위비 2.5% 이후 PC-S 실험 체와 PC-U 실험체는 RC 실험체에 대비하여 높은 에너지소산량을 보였으며 최종 에너지소산량은 PC-U, PC-S 및 RC 실험체 순서로 나타났다.

실험체의 등가점성감쇠에 의한 에너지소산능력을 실험체의 각 목표 층 간변위비에서 첫 번째 이력곡선에서 계산하였다. 구조물의 이력거동에 의한 등가감쇠비 (ζ_eq)는 구조물의 응답을 통해 소멸되는 에너지를 의미하며, 선형 탄성 거동으로 계산된 정적 변형에너지 (E_so )를 사용하여

으로 산정될 수 있다. 여기서, E_I와 E_so는 각각 한 가력 사이클에서 소산된 에너지 및 정적 변형에너지를 의미한다. Fig. 15에는 모든 실험체의 층간변 위비에 따른 등가감쇠비를 나타내었으며 층간변위비가 높아질수록 등가감 쇠비는 증가하였다. 현행실무기준에서 제시하는 특수모멘트골조의 허용 층간변위비 (내진등급 II : 2.0%)에서 PC-S 실험체와 PC-U 실험체, RC 실 험체의 등가감쇠비는 각각 16.9%, 16.0%, 15.3%로 나타났다.

4. 내진성능평가

4.1 이력거동

ACI 318-19에서는 일반적인 RC 구조에 부합하지 않는 특수한 형태의 구조에 대하여 ACI 371.1-05에서 제시하는 엄밀한 통과기준을 만족하는 경우, 일체식으로 타설한 RC 특수모멘트골조와 동등한 수준의 내진성능을 보유하고 있는 것으로 간주할 수 있다고 명시하고 있다. 이 연구에서는 ACI 374.1-05에 근거하여 건식 PC 보-기둥 접합부 실험체가 특수모멘트골조로서의 내진성능 확보여부를 정량적으로 평가하고자 한다. ACI 374.1-05 의 9.1.1절에서는 설계강도에서 실험체의 층간변위비가 허용 층간변위비 보다 작은 값을 가져야 한다고 명시하였다. 허용 층간변위비는 IBC (International Building Code)와 ASCE 7-22[9]에서 제시하고 있는 내진등급에 따라 일반적인 건축물 (i.e., 내진등급 II)에 해당하는 2.0%로 설정하였다. 모든 실험체는 설계강도 도달 시 최대 층간변위비는 허용 가능한 층간변 위비 (θ_allow)를 만족하였으며 결과는 Table 3에 나타내었다.

ACI 374.1-05의 9.1.2절에서는 현행설계기준의 강기둥-약보 설계철학을 만족시키기 위하여 보-기둥 강도비를 제시하고 있다. 보-기둥 강도비는 기둥의 휨강도와 보의 휨강도의 비율로 계산되며 이는 1.2 이상으로 설 계하여야 한다. 실험 최대하중과 공칭강도의 비를 통해 계산되는 초과강도 계수 (Design over-strength factor, Ω)가 보-기둥 강도비 (Beam- column strength ratio, λ) 이하의 값을 가져야 한다. 즉, 실험체로부터 계측된 최대 하중은 공칭강도와 보-기둥 강도비의 곱보다 작아야 한다. Table 4에는 ACI 374.1-05의 9.1.2절에 따라서 실험체의 초과강도를 평가한 결과이며, 모든 실험체는 이 규정을 적절히 만족하는 것으로 나타났다.

ACI 374.1-05 Clause 9.1.3에서는 층간변위비 3.5% 세 번째 가력 cycle 에서 실험체의 이력 거동이 강도, 에너지소산능력 및 강성에 대하여 성능을 만족하고 있는지 판단하는 규정이다. ACI 374 .1-05 9.1.3-1에서 9.1.3-3 의 내용은 다음의 주요사항을 만족해야 한다고 명시하고 있다.

1) ACI 374.1-05 Clause 9.1.3-1

해당시점에서의 최대하중 (P_3.5%-3rd)은 실험 최대하중 (P_max )의 0.75 배 이상이어야 한다.

2) ACI 374.1-05 Clause 9.1.3-2

해당시점에서의 에너지소산면적비(β)는 0.125 이상이어야 하며 β는

으로 산정하였다. 여기서, A_h는 해당 시점의 전체 이력거동에서 발생한 총 에너지 소산면적, E₁과 E₂는 각각 정·부방향에서의 최대 하중 값을 나타낸 다. θ₁ ′ 과 θ₂ ′ 는 각각 이력거동에서 E₁과 E₂에서 실험체의 초기 강성과 같은 기울기를 갖는 직선의 변위를 의미한다.

3) ACI 374.1-05 Clause 9.1.3-3

해당 시점에서의 이력거동에서 층간변위비 0.35%로부터 –0.35%를 연결한 할선 강성 (K_3.5%-3rd)이 실험체의 초기 강성 (K_I)의 5% 이상이어야 한다.

모든 실험체는 ACI 374.1-05 report 9.1.1에서 9.1.3의 규정을 만족하였으며 Table 5에서 Table 7에는 위 세 가지의 규정에 대한 성능평가 결과를 요약하여 나타내었다.

5. 결 론