Parametric Study on Structural Performance According to the Condition Grade of Open-cut Electric Power Tunnel

낙현 전; 일환 유; 지수 김; 승정 이; 경민 황; 정중 김

doi:10.9798/KOSHAM.2024.24.5.193

Abstract

In this study, the structural performance of electric power tunnels was evaluated based on the type and degree of damage. For experimental performance evaluation, a power structure test specimen was designed with a state safety performance of grade D corresponding to a concrete damage area ratio of 44% and structural safety performance of grade D with a reduced cross-section of 25% of the main reinforcement of the upper slab. The electric power structures with grade D state safety performance and structural safety performance exhibited 63% load-bearing capacity compared to those without damage. Cracks occurred on the outside of the structure under the experimental conditions simulating the overburden load, implying the possibility of corrosion of the outer reinforcing bars of the real structure. Finite element analysis showed that reducing the area of the outer main rebar of the upper slab caused more significant reduction in the load-bearing capacity than that of the inner main rebar.

Keywords: Electric Power Tunnel, State Safety Performance, Structural Safety Performance, Finite Element Analysis

요지

본 연구에서는 전력구의 손상의 유형 및 정도에 따른 구조성능을 평가하였다. 실험적 성능 평가를 위해 콘크리트 손상도 면적률 44%에 해당하는 D등급의 상태안전성능과 상부슬래브 내측 주철근 25%의 단면을 축소한 구조안전성능 D등급의 전력구조물 실험체를 설계하였다. 상태안전성능 D등급과 구조안전성능 D등급 전력구조물의 내하력은 손상이 없는 A등급 구조물 내하력의 63%로 결정되었다. 상재하중을 모사한 실험조건에서 구조물 외부에 균열이 발생함을 확인하였고, 이는 구조물 외측 철근의 부식의 가능성을 시사한다. 유한요소해석을 통해 상부슬래브 외측 주철근의 단면손실이 내측 주철근의 단면손실보다 더 큰 내하력 감소를 유발할 수 있음을 확인하였다.

핵심용어: 전력구, 상태안전성능, 구조안전성능, 유한요소해석

1. 서 론

전력구는 공동구내의 전력시설로서, 최근 시행된 2021년 기반시설관리법에 따르면 공동구의 종합평가는 상태평가와 안전성을 각각 평가하고, 이를 종합적인 공동구의 성능으로 평가하여 공동구의 성능개선 필요성 유무를 판단하도록 하고 있다.

산업통상자원부는 기반시설관리법 시행에 따라 송전선로 유지관리와 성능개선에 필요한 기술개발을 요구하고 있다. 또한 산업통상자원부 고시(MOTIE, 2021)에서는 지중선로의 주요 구조물로서 전력구를 대상(제2장 3조 ①항-5)으로 최소유지관리기준과 성능개선기준을 고시하고 있다. 최소유지관리기준에서는 전력구의 현재상태 및 성능은 정밀안전점검 결과 산정된 구조물의 상태평가와 구조 안정성평가를 종합하여 평가하는 것을 원칙으로 하고 있다(제2장 4조 ④항-4). 여기서, 구조 안전성평가는 전력구조물의 결함 정도(상태평가)를 반영한 구조해석 및 시험 등을 말한다(제2장 4조 ④항-3).

현행 기준에서 안전성 평가는 국토안전관리원의 ‘시설물의 안전 및 유지관리 실시 세부지침(안전점검⋅진단 편)’ (KALIS, 2022)에 의거하여 수행되고 있다. 상태평가는 외관상 결함정도를 말하며, 콘크리트 구체의 경우, 균열, 누수, 파손 및 손상, 박리 등의 외관상 결함정도를 공동구의 단위 길이당 결함점수를 산정하여 등급을 산정한다. 안전성 평가는 내⋅외적하중(고정하중, 활화중 등)으로 인해 시설물에 발생할 수 있는 손상 또는 붕괴에 저항하는 시설물의 성능을 말하며, 해석적 방법에 의하여 안전율을 산출하고 이를 등급으로 환산하여 평가하고 있다. 여기서, 상태성능 및 안전성능에서 얻어진 최하위 등급으로 구조물의 종합성능 등급을 결정한다.

Chu et al. (2015)에 따르면, 개착식 전력구는 케이블 받침 및 케이블 지지용 선반 고정을 위한 앵커부의 균열 및 결함은 전력구만의 특정적인 결함이며, 전력구조물 내부로 유입되는 유입수에 의한 부식 위험성이 존재한다. Zheng and Park (1997)과 Chu et al. (2011)은 터널식 전력구(NATM 또는 TBM 터널)는 세그먼트 누수 및 백태 그리고 철근노출, 박락 등은 기존 Shield 터널과 유사함을 확인하였다. 일본의 도쿄전력의 연구에 따르면, 20-30년의 공용중인 전력구조물의 상부슬래브 단부에서 전단균열 및 설계 추정치의 10배를 상회하는 과도한 처짐을 발견하였다. 주변 지반의 환경조사를 반영한 해석 및 실험적 연구를 통해 상기의 손상은 뒷채움 토양의 침하에 이은 상재하중과 콘크리트의 크리프 및 수축이 복합적으로 기인한 것임을 주장하였다(Kunieda et al., 2014; Chijiwa et al., 2015; Maekawa et al., 2016). Kim et al. (2004)는 개착식 아치형 터널 구조에서 뒤채움 지반의 침하는 라이닝 단부에서의 축력 감소 및 모멘트 유발을 야기할 수 있음을 확인하였다.

상기의 국토안전관리원의 안전진단 지침에 따르면, 안전성 평가 시 구조물의 결함 정보를 종합하여 실제 상태에 대한 구조해석을 수행해야 한다. 기존 연구들은 개착식 터널 구조 특성을 고려한 손상 메커니즘을 제시하고 있지만, 상태평가에서 얻어진 정보는 구조해석에 반영되지 않으며, 기존의 구조물 제원 및 환경조건을 고려한 구조 검토가 이루어지고 있다. 더불어 상태성능과 구조안전성능 간의 상관관계에 대한 연구가 미흡한 실정이다(Chu et al., 2015).

본 연구에서는 전력구의 상태안전등급 및 구조안전등급에 따른 구조적 거동을 분석하기 위해 실규모 규격의 전력구의 구조실험을 수행하였다. 그리고 구조물의 손상의 유형 및 정도에 따른 구조거동을 분석하기 위하여 유한요소해석 기법을 도입하였으며, 이를 통해 상태안전성능 및 구조안전성능의 연관성과 구조물 손상의 위치 및 정도에 따른 전력구조물의 구조거동에 대한 고찰하였다.

2. 전력구 실구조물 구조 실험

2.1 전력구 성능 기준

전력구 실규모 실험체의 성능등급 A와 D등급 구현을 위하여 “시설물의 안전 및 유지관리 실시 등에 관한 지침” (KALIS, 2022)의 상태안전성능 및 구조안전성능을 고려하였다.

2.1.1 구조거동에 영향을 미치는 상태안전성능 지표

상태안전성능 지표로는 균열, 누수, 파손 및 손상, 박리, 재료분리, 층분리 및 박락, 철근 노출 그리고 줄눈부 열화가 있다. 균열은 폭 및 면적비, 누수는 누수의 정도 그리고 줄눈부 열화는 채움재의 열화에 따라 평가하며, 재료분리와 철근노출은 해당인자의 면적률에 따라 평가한다.

파손 및 손상, 박리, 그리고 층분리 및 박락의 평가요소는 단면손상에 영향을 줄 수 있는 깊이가 고려된다. 파손 및 손상은 설계두께 대비 손상의 두께, 즉 손상도의 개념을 도입하고 있으며, 박리는 콘크리트 라이닝의 박리된 깊이를 기준으로 하며, 층분리 및 박락은 콘크리트 박락된 깊이, 직경, 상태 등을 고려하여 판단한다. 각 인자들에 따른 성능등급은 Table 1과 같다. 여기서, 상기 인자들의 면적률이 20% 이상일 경우의 성능등급을 하향 조정할 수 있다.

Table 1

Standard of State Safety Performance (KALIS, 2022)

Damage type	A	B	C	D	E
Damage (Extent of damage)	None	Less than 1/6	More than 1/6 and less than 1/3	More than 1/3 and less than 1/2	More than 1/2
Delamination	None	Less than 0.5 mm	More than 0.5 mm and less than 1.0 mm	More than 1.0 mm and less than 25 mm	More than 25 mm or Coarse aggregate loss
Debonding & spalling	None	Depth, less than 12 mm or Diameter, less than 75 mm	Depth, more than 12 mm and less than 25 mm or Diameter, more than 75 mm and less than 150mm	Depth, more than 25 mm or Diameter, more than 150 mm	Status for requiring immediate repair due to extreme spalling

2.1.2 구조안전성능 평가 방법 및 기준

다음 Table 2는 구조성능 평가지침으로써, 일반적으로 해석적 방법에 의해 이루어진다. 현장조사 및 수집자료에 의해 얻어진 구조물의 치수, 재료의 성질 및 구조물의 결함 등을 종합하여 실제상태에 반영한 해석이 이루어져야 한다.

Table 2

Methodology for Evaluation of Structural Safety Performance (KALIS, 2022)

구조해석 결과 안전여유율이 등가안전율(n’) 이상인 경우는 안전성이 충분히 확보된 구조물로 평가하고, 등가안전율 대비 안전여유율 75% 미만을 기준으로 사용제한여부의 판단이 요구되거나 사용금지를 요하는 안전성이 결여된 구조물이라고 평가할 수 있다. 다만, 일반적으로 현재 상태가 반영된 구조안전성능을 평가하기 보다 구조적 결함이 없는 설계상태를 고려한 단순 구조해석을 수행하고 있는 실정이다.

평가기준으로는 Table 3과 같이 휨, 전단, 압축 등에 대하여 건설기준코드에 준하여 안전율(S.F.)를 산출하고 이를 결함지수에 해당하는 평가등급을 산정한다.

Table 3

Grade of Structural Safety Performance (KALIS, 2022)

Evaluation grade	Content	Defect index
A	1.00 ≤ S.F, No damage for main structural members	0.14
B	1.00 ≤ S.F, Damage for main structural members (Cross-sectional loss)	0.29
C	0.90 ≤ S.F < 1.00	0.54
D	0.75 ≤ S.F < 0.90	0.74
E	S.F < 0.75	0.99

2.2 전력구 실구조물 실험체 설계

본 연구에서는 구조안전성능과 상태안전성능이 모두 D등급인 전력구조물의 실험적 내하력 평가를 위하여 실구조물 규격의 실험체를 설계하였다. 일반적으로 성능등급이 D등급일 경우, 유지보수 행위가 필수적이기 때문에 본 연구에서 손상 등급으로서 D등급을 선정하였다.

전력구조물의 지중 1련 일반 암거 조건으로 열화가 없는 A등급의 기준 실험체는 폭 × 높이 × 길이가 2,700 × 2,700 × 1,000 mm의 제원을 가지며(Fig. 1), 상⋅하부슬래브 및 벽체의 두께는 300 mm로 설계하였다. 사용된 콘크리트의 강도와 철근의 항복강도는 각각 27 MPa (실제 레디믹스트 콘크리트 공시체 강도 26 MPa)과 400 MPa, 탄성계수는 각각 23,500 MPa과 200,000 MPa이며, 철근 콘크리트의 단위중량은 25 kN/m³으로 고려하였다. 그 외 기타 설계조건은 Table 4와 같다(KEPCO, 2021).

Table 4

Design Condition for Soil (KEPCO, 2021)

Soil cover depth (m)	Ground-water level (m)	Wet unit weight (kN/m³)	submerged unit weight (kN/m³)	Internal friction angle (°)	Coefficient of earth pressure at rest
4	3	19	10	30	0.5

Fig. 1

Exterior of Grade A Specimen

상태안전성능 D등급 모사를 위해 파손 및 손상의 손상도 기준을 도입하였다. 파손 및 손상은 상부 슬래브 및 좌우 벽체 부모멘트 구간에 Fig. 2와 같이 적용되었다. 파손 및 손상의 깊이는 모두 80 mm로 최외단 철근이 노출된 경우를 고려하였다. 이때 상부 슬래브 및 좌우 벽체의 원래 두께 300 mm는 설계두께가 되므로, 손상도는 1/5로 C등급(1/6 ≤ 손상도 < 1/3)에 해당된다. 여기에 파손 및 손상의 총 면적은 3.7 m²으로 손상되지 않은 모델의 내부 면적 8.37 m²을 고려할 경우, 손상된 면적율은 44%이다. 이는 앞선 국토안전관리원의 지침에 따라 등급이 하향 조정(면적률 20% 이상의 경우)되므로, D등급으로 평가된다.

Fig. 2

Exterior of Grade D Specimen

구조안전성능 D등급 모사를 위해 철근 부식에 의한 철근 단면손실을 가정하였다. 철근 부식도를 산출하기 위해 기준 A등급 실험체의 단면력을 산출하였다. 여기서, 사용된 하중조합은 한국전력공사 전력구조물 설계예제집(KEPCO, 2021)을 참고하였으며, 총 20개의 하중조합이 검토되었다. 일반적으로 전력구조물은 전면에 일정한 토압이 작용하며, 상부슬래브에 상재하중이 작용한다. 따라서, 본 실험에서도 상부슬래브의 파괴를 유도하였으며, 상기의 하중조합 중 상부슬래브의 최대 단면력을 유발하는 하중조합 및 하중계수를 선정하였고, 이는 Table 5와 Eq. (1)과 같다. 이때 상부 슬래브 정모멘트의 단면력은 57.58 kN⋅m로 산출되었다(Fig. 3).

Table 5

Design Loads

Dead load, D	Live load, L	Vertical earth pressure, H_v	Lateral earth pressure, H_h		Drying Shrinkage, T
Dead load, D	Live load, L	Vertical earth pressure, H_v	Min	Max	Drying Shrinkage, T
25	18.5	78.0	40.43	63.23	△T=15 °C

Fig. 3

Bending Moment Diagram for Selected Load Case (Eq. (1))

(1)

1.2D+1.2L+1.45Hv+0.75Hh+1.2T

기준 실험체의 인장부 주철근은 H13의 T2와 T4가 125 mm 간격으로 교차 배근되어 1,000 mm의 실험체 길이 내에서 총 7본(T2 4본, T4 3본)이 배근하였다(Fig. 4). 이때 상부 슬래브 정모멘트 구간의 설계모멘트는 64.0 kN⋅m로 이때 S.F.는 1.22이다.

Fig. 4

Main Rebar of Grade A Specimen

손상 실험체는 상부 슬래브의 주철근 T2 4본을 모두 H10으로 변경하면(Fig. 5), 주철근 단면적은 25% 감소된다. 이때 상부 슬래브 정모멘트 구간의 설계모멘트는 48.44 kN⋅m이며, 안전율이 0.84로 구조안전성능 D등급(0.75 ≤ S.F < 0.90)의 실험체 설계가 가능하다.

Fig. 5

Main Rebar of Grade D Specimen

2.3 전력구 실구조물 구조실험 방법

A등급의 기준 실험체와 구조안전성능 및 상태안전성능 D등급의 실험체의 내하력 비교를 위하여 Fig. 6과 같이 실험을 계획하였다. 전력구 구조물은 전면에 일정한 토압이 작용하고 상부슬래브에는 상재하중이 작용한다. 따라서, 본 실험에서는 상부슬래브의 파괴를 유도하기 위해 상부 슬래브에 2점 변위하중을 분당 1 mm 속도로 가력하였다. 이때 발생하는 상부 슬래브의 중앙부 처짐은 2개의 변위계를 이용하여 기록하였다. 양측 벽체에는 토압의 도심점 위치에 로드셀을 설치하여 반력을 측정하였다.

Fig. 6

Experimental Setup

2.4 전력구 실구조물 구조실험 결과

전력구 실구조물 실험체의 등급에 따른 하중-변위 곡선은 Fig. 7에 나타내었다. A등급과 D등급 실험체는 명확한 강도의 차이를 보여주었다. A등급과 D등급의 최대하중은 각각 873 kN 그리고 547 kN로 확인되었으며, 즉, D등급의 강도는 A등급 대비 63% 수준이었다.

Fig. 7

Load-displacement Curves

본 실험에서 A등급과 D등급의 두 실험체 모두 두 번의 주요한 하중-변위 곡선의 기울기 변화가 관측되었다. 실험체에 가력이 된 직후, 두 실험체는 가파른 하중-변위 곡선을 보였으며, 이때 두 실험체의 강성 차이는 미비하였다. 이후 A등급과 D등급 실험체는 각각 약 146 kN 그리고 64 kN에서 기울기가 감소하였고, 이때 두 실험체 모두 상부 슬래브 내측 중앙부에서 인장균열이 발생하였다(Figs. 8(a), (b)). A등급의 실험체는 상부 슬래브의 두 가력점 사이에서 발생하였으며, D등급 실험체는 두 가력점 부근에서 경사균열이 발생하였다. 이는 콘크리트 피복의 부재로 인한 전단저항의 저하로 인한 것으로 판단된다. 초기균열 이후 D등급의 실험체는 더욱 가파른 기울기 감소를 보였다.

Fig. 8

Crack Patterns of Full-scale Specimens: (a, c, e) Grade A, (b, d, f) Grade D, Where (a, b), (c, d), and (e, f) are before Loading, Initial Crack, and after Fracture Points, Respectively

초기균열 이후 다시 두 실험체 모두 하중-변위 곡선이 선형적으로 증가하다가, A등급은 543 kN 그리고 D등급은 281 kN에서 기울기 감소가 관측되었다. 이 점에서는 Figs. 8(c), (d)와 같이 상부 슬래브 내측에서 다수의 균열이 확인되었다. 또한 상부슬래브 외측의 헌치부와 좌⋅우측 벽체 외측 상단에서 다수의 균열이 발생하였는데, 이는 헌치부의 강체거동 및 상부 슬래브의 변형에 의한 것으로 판단된다. 해당 균열은 D등급의 실험체보다 A등급의 실험체가 더욱 심각했으며, 이는 D등급의 상부슬래브의 휨강성이 낮아 상부슬래브의 변형에 집중되었기 때문이다. 여기서 시사점은 실제 전력구에서도 상재하중에 의한 상부 슬래브의 큰 처짐이 발생할 경우, 구조물 외벽에 균열이 발생할 수 있다는 것이다. 상기의 균열은 전력구 외벽 방수의 부재 시, 유입수의 침투에 의한 구조물 외측 철근 부식을 유발할 수 있다. 해당 균열의 발생 이후에는 최대 하중점까지 하중-변위 곡선이 비선형 거동을 보이며 변형경화 거동을 보였다. 이후 D등급 실험체는 명확한 변형연화 거동을 보였다.

3. 전력구 수치모델 매개변수 해석

3.1 전력구 유한요소 모델 구축

3.1.1 재료 모델의 검증

본 연구에서는 유한요소해석을 통해 실구조물 손상 위치 및 정도에 따른 구조거동을 분석하였다. 손상에 대한 매개변수 해석을 위하여, 실구조물 실험 결과에 적합한 재료 모델 도출이 선행되었다. 유한요소 해석에는 상용 소프트웨어 ABAQUS (ABAQUS, 2022)가 사용되었으며, 실구조물 실험은 대칭구조이므로 1/4 모델로 유한요소 모델을 구축하였다(Fig. 9).

Fig. 9

Finite Element Models for (a) Grade A and (b) Grade D

탄소성 거동 모사를 위해 콘크리트 손상 모델인 Concrete Damage Plasticity (CDP) 모델을 활용하였다. CDP 모델에 관한 선행연구에 따라(Rewers, 2019) 변수는 Table 6과 같으며, 해석에 사용된 콘크리트 및 철근의 탄소성 물성은 Fig. 10에 나타내었다. Fig. 11은 유한요소해석과 실험결과의 비교이며, A등급과 D등급 실험체의 최대하중 값이 실험결과 대비 해석 결과와 5% 이내의 오차를 보였다.

Table 6

CDP Model Parameters

Parameter	Values
Dilation angle (Rewers, 2019)	35
Eccentricity (Rewers, 2019)	0.1
fb0/fc0 (Rewers, 2019)	1.16
K (Rewers, 2019)	0.667
Viscosity parameter (Rewers, 2019)	0.00005
Poisson ratio (Rewers, 2019)	0.2
Compressive strength (MPa)	26
Tensile strength (MPa)	1.25

Fig. 10

Mechanical Properties of Concrete and Rebar

Fig. 11

Results of Finite Element Analysis; (a) Comparison with Experiments, Stress Contours of (b) Grade A and (b) Grade D

3.1.2 손상 위치 및 정도에 따른 매개변수 모델

본 절에서는 전력구조물의 손상의 위치 및 정도에 따른 구조거동을 분석하기 위한 유한요소 모델의 매개변수 도출하였다. 구조물의 손상은 콘크리트 파손 및 손상과 철근 부식에 의한 단면 손실을 고려하였다. 콘크리트 파손 및 손상의 위치는 상부슬래브의 중앙 및 단부에 피복 80 mm와 폭 550 mm, 길이 1,000 mm로(손상도 = 1/5 → C등급) 적용되었다(Fig. 12). 구조안전성능 B, C, D, E등급을 구현하기 위해 상부 슬래브의 내측과 외측의 철근 단면적을 감소시켰다(Table 7). 예를 들어 상부 슬래브 중앙부는 39 %의 단면적을 감소시킬 경우(A등급의 철근 단면적의 61 %), 해당 구간의 안전율은 0.75로 구조안전성능 D등급에 해당된다. 슬래브의 각 단부는 부모멘트 구간으로써, 슬래브 압축측 철근의 단면을 감소시켰다. 이 경우는 앞서 구조실험을 통해 외벽의 균열을 통해 외측 철근의 부식된 경우로 가정할 수 있다.

Fig. 12

Information about Damage in Finite Element Models

Table 7

Reduction Rate of Cross-sectional Area of Rebar and Safety Factor (S.F.) for the Finite Element Models

Grade (S.F range)	Center	End
A (1.00 ≤ S.F)	- (1.22)	- (1.10)
B (1.00 ≤ S.F)	18 (1.00)	10 (1.00)
C (0.90 ≤ S.F < 1.00)	23 (0.90)	19 (0.90)
D (0.75 ≤ S.F < 0.90)	39 (0.75)	33 (0.75)
E (S.F < 0.75)	43 (0.70)	37 (0.70)

[Note]; ( ) stands for S.F.

3.2 전력구 등급별 매개변수 해석 결과

Fig. 13은 실구조물의 파손 및 손상과 철근 부식에 의한 단면감소 별(등급)에 따른 구조거동을 나타낸다. 각 그림에서의 점선은 기준 A등급 모델의 유한요소해석 결과이다. 두 그룹 모두 철근의 단면적이 감소함에 따라 초기균열 이후 강성의 감소가 증가하였다. 구조물의 최대강도 또한 철근 단면적이 감소함에 따라 감소하였다. 내측 주철근 단면 감소 E등급과 외측 주철근 단면 감소 E등급의 최대강도는 기준 A등급 대비 89% 그리고 85% 보였다. 결과적으로 상부슬래브의 내측 주철근 단면이 E등급 수준으로 감소할 경우 약 10%의 내하력이 감소될 수 있고, 외측 주철근의 단면감소가 내측 주철근 감소보다 내하력 감소에 더 큰 영향을 미칠 수 있다. 단면의 손상위치 및 주철근의 단면감소에 따른 최대강도는 Fig. 14에 나타내었다.

Fig. 13

Results of Finite Element Analysis according to Grade by Reducing the Areas of (a) Inner and (b) Outer Main Rebars

Fig. 14

Structural Strengths Depending on the Reduction Rate of Main Rebar

상재하중에 의한 구조물 외부의 균열 발생은 철근 부식에 이은 구조물 내하력 저감을 야기할 수 있다. 현행 시설물 진단 지침에서는 철근의 부식도의 정량적 측정을 위해 분극저항법을 소개하고 있다. 해당 방법은 콘크리트 피복 제거 후, 철근에 부식 전류를 인가하는 방법이므로, 작업자가 전력구조물 내부에서 외측 철근에 적용하기 어렵다. 그러나 본 절에서와 같이, 구조물 외측 철근의 단면손실은 내측 철근의 단면손실보다 내하력 저감에 큰 영향을 미칠 수 있기 때문에 이와 관련된 연구 및 대응책이 요구된다.

4. 결 론

본 연구에서는 전력구의 상태안전성능 또는 구조안전성능에 따른 내하력 평가를 수행하였다. 실험적 성능 평가를 위해 콘크리트 손상도 면적률 44%에 해당하는 D등급의 상태안전성능과 상부슬래브 내측 주철근 25%의 단면을 축소한 구조안전성능 D등급의 전력구조물 실험체를 설계하였다. 상부슬래브 파괴모드 유도를 통해 측정한 구조물의 최대강도 평가에서는 D등급 실험체가 손상이 없는 A등급 실험체 대비 약 37%의 구조강도 저감을 보였다. A등급과 D등급의 실험체는 헌치부의 강체효과 및 상부슬래브의 변형에 의하여 구조물 외부에 균열이 발생하였다.

손상의 유형 및 정도에 따른 구조적 거동을 유한요소해석을 통해 수행하였다. 해석 변수로서는 상부슬래브의 파손 및 손상 그리고 철근 단면 손실의 위치 및 정도가 고려되었다. 결론적으로 상부슬래브의 내측 주철근 단면이 E등급 수준으로 감소할경우 약 10%의 내하력이 감소될 수 있고, 외측 주철근의 단면감소가 내측 주철근 감소보다 내하력 감소에 더 큰 영향을 미칠 수 있음이 확인되었다.