허무원
(Moo-won Heo)
1,*iD
-
동양대학교 스마트건축공학과 교수
(Professor, Department of Smart Architecture Engineering, Dongyang University, Yeongju-si
36040, Rep. of Korea)
Copyright © 2026 Korea Concrete Institute
핵심용어
CFT 공법, 내진보강, 반복가력실험, 강성저하, 에너지 소산 능력
Keywords
concrete filled tube, seismic retrofit, loading cycle test, stiffness degradation, energy dissipation capacity
1. 서 론
한반도는 과거 지진 안전지대로 인식되어 왔으나 2016년 경주지진(규모 5.8)과 2017년 포항지진(규모 5.4)을 기점으로 지진 안전성에 대한
사회적 인식이 변화하였다. 관측 사상 최대 규모였던 경주지진은 내진설계가 미비한 공동주택 및 사회기반시설의 구조적 취약성을 명확히 드러냈으며 포항지진은
국내에서 보고된 바 없는 액상화 현상을 동반하여 새로운 위험 요인을 부각하였다. 이러한 대규모 지진은 기존 건축물에 대한 내진보강의 시급성을 입증하였고,
결과적으로 건축물 내진설계기준(KDS 41 17 00)의 강화와 관련 법규 및 제도의 정비를 촉진하는 계기가 되었다(ACI 2019; AIK 2018; MOLIT 2019). 또한, 최근 빈번해진 중･소규모 지진은 내진성능이 확보되지 않은 건축물이 작은 지진하중에서도 심각한 구조적 손상을 입을 수 있다는 사례가 보고되며
모든 구조물에 대한 내진성능 확보의 필요성을 더욱 증대시키고 있다.
이러한 지진 위험성 증대에 대응하여 정부 주도의 공공시설물 내진 보강사업이 지속적으로 추진되어왔다. 그 결과 2023년 기준 공공시설물의 내진율은
78.1 %를 기록하며 가시적인 성과를 거두었으나, 이는 국가 관리 체계 내의 특정 시설 군에 국한된 결과이다. 반면, 국내 건축물의 대다수를 차지하는
민간 건축물의 내진율은 여전히 저조한 수준에 머물러 있어 공공과 민간 부문 간의 내진 성능 불균형이 심각한 문제로 지적되고 있다(Fig. 1, Kim 2025). 특히 고밀도 도심지 내 인구 밀집도가 높은 국내 도시 환경을 고려할 때, 민간 건축물의 내진성능 미비는 지진 발생 시 구조적 붕괴에 따른 대규모
인명 피해와 사회적 기능 마비로 직결될 위험이 크다. 따라서 민간 건축물의 특성과 경제성을 고려하여 실제 현장에 적용 가능한 효율적인 내진보강 기술의
개발과 보급이 매우 시급한 실정이다.
건축물의 내진 성능 확보를 위한 구조 시스템은 지진 에너지 대응 원리에 따라 크게 내진, 제진 및 면진 구조로 분류된다. 이 중 내진구조는 부재의
강도와 연성을 확보하여 지진력에 직접 저항하는 방식으로 경제성과 시공성이 우수하여 기존 건축물의 보강에 가장 보편적으로 활용된다. 이러한 개념을 바탕으로
기존 건축물의 내진 성능을 향상시키기 위한 다양한 공법이 개발 및 제안되어 왔다(Cheng et al. 2021; Yoo et al. 2022; Hur et al. 2020b, 2023; Lee et al. 2023; Kwon et al, 2024; Choi et al. 2025; Lee et al. 2009, 2018, 2025). Choi et al.(2025)과 Kwon et al.(2024)은 이중 프레임 및 CFT 공법을 적용하여 저층 RC 건축물의 내진성능 개선 효과를 평가하였으며, Jung et al.(2021)은 필로티 구조의
기둥 내진 보강과 면진 장치 적용에 따른 안전성을 비교･검토하였다. 최근에는 기존의 내진보강공법을 개선하여 새로운 상세에 대한 연구도 활발히 진행되고
있다. Cheng et al.(2021)은 내력을 증진하기 위한 외부 골조형 내진보강공법(Novel Steel Frame)을 제안하고 유사동적 실험을 통해 성능을 검증하였다. Hur et al.(2020a)은 카고메 시스템을 활용하여 비내진 저층 RC 구조물의 내진성능 보강 효과를 실험적으로 검증하였다. 선행 연구들을 종합하면 대부분의 내진보강은 내부
공사를 최소화하고 거주자의 재실 상태에서 시공이 가능한 외부에 설치하는 공법을 선호하는 추세이다. 그러나 이러한 공법들의 경우 보강체를 기존 골조
및 기초의 일체화 여부에 따라 내진 성능 향상 효과가 달라질 수 있으며 기초 연결이 불안전할 경우 보강 효과가 현저히 저감될 수 있는 한계를 나타내었다.
이에 본 연구에서는 선행 연구(Choi et al. 2025)를 통해 제안된 외부 부착형 CFT 내진보강 공법을 대상으로 기초부 접합 조건에 따른 구조 거동 특성을 실험적으로 비교･분석함으로써 보강 개념의 구조적
타당성과 접합 상세에 따른 내진 성능 향상 효과를 평가하고자 한다. 기초부 접합 유무를 주요 변수로 설정하여 구조물의 내력, 강성 및 에너지 소산
능력 등을 비교･분석함으로써 실제 현장 적용을 위한 보다 효율적이고 신뢰성 있는 외부 부착형 CFT 보강 공법을 제시하고자 한다.
Fig. 1 Status of seismic design for buildings nationwide (reconstructed from a press
release by the MOLIT 2024)
2. 외부 부착형 CFT 내진보강공법
본 연구에 적용된 외부 부착형 CFT 내진보강공법(Choi et al. 2025)은 Fig. 2와 같이 기계식 앵커로 보강 프레임을 기존 골조 외측에 일체화하는 방식이다. 공장 제작된 CFT 부재를 활용해 고품질과 시공 정밀도를 확보하며, 현장에서는
앵커 설치 및 접합부 충전 위주의 간소한 공정으로 진행된다. 특히 이 공법은 기존 건축물의 개구부를 활용하여 조망과 채광을 유지할 수 있으며, 구조적
강성 및 내력 향상과 함께 공기 단축을 통한 경제성 확보가 용이하다.
Fig. 2 Detail of the concrete-filled tube (CFT)
3. 2층 골조 실험계획 및 실험결과
3.1 외부 부착형 CFT로 보강된 2층 골조 실험 계획
외부 부착형 CFT 내진보강공법의 내진성능 향상 효과를 평가하기 위해 기초부 접합 유무를 주요 변수로 설정하여 Table 1과 Fig. 3에 나타내었다. 이를 바탕으로 2층 골조 실험을 계획하여 해당 공법의 내진 성능 향상 효과를 비교･분석하였다.
외부 부착형 CFT 내진보강공법의 내진보강 효과를 분석하기 위해 기준 실험체 1개와 기초 및 지중보 고정 유무를 변수로 한 보강 실험체 4개(미고정
2개, 지중보 고정 1개, 기초 및 지중보 고정 1개)를 제작하였다. 실험체는 1980년대 학교 건물 (다)형의 표준 설계도면을 참조하여 계획하였고,
부재 사이즈는 실험 여건에 맞춰 실물의 약 3/4 규모로 축소 제작하였다. 상세 부재 사이즈는 기둥 500 mm$\times$350 mm, 보 250
mm$\times$450 mm 단면으로 층고는 2,400 mm로 설계하였다.
Fig. 4(a)와 같이 실험 시 총 8개의 변위계를 설치하여 2층 골조 실험체의 구조적 거동을 측정하였고, Fig. 4(b)의 이력에 따라 반복가력을 수행하였다. 2층 골조 기둥에는 축력비 $P_u/(A_g \times f_{ck})$의 10 %에 해당하는 630
kN의 압축력을 재하하였다(Choi et al. 2025). 횡하중은 단순지지 가력지그를 사용하여 2층 바닥과 3층 바닥에 각각 1:2 비율로 횡하중을 작용시켰다. 실험 가력 장치 및 전체적인 셋팅 현황은
Fig. 5와 같다.
Table 1 Test specimen details (unit: mm)
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Specimen
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Retrofit methods
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Reinforcement size (SHN355)
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NCRS-00
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-
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CFTS-01
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CFT
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CFT-300$\times$300$\times$12 (Column)
H-200$\times$200$\times$8$\times$12 (Girder)
Base not fixed
|
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CFTS-02
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CFT
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CFT-400$\times$400$\times$16 (Column)
H-200$\times$200$\times$8$\times$12 (Girder)
Base not fixed
|
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CFTS-03
|
CFT
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CFT-300$\times$300$\times$12 (Column)
H-200$\times$200$\times$8$\times$12 (Girder)
Fixed brackets
|
|
CFTS-04
|
CFT
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CFT-300$\times$300$\times$12 (Column)
H-200$\times$200$\times$8$\times$12 (Girder)
Fixed foundation and brackets
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Fig. 3 Specimen differences
Fig. 4 Test plan for a two-frame system
Fig. 5 Two-story specimen setup
3.2 실험 결과
3.2.1 균열 및 파괴양상
Fig. 6은 기준 실험체 및 외부 부착형 CFT 공법을 적용한 실험체의 최종 파괴형상을 나타내었다.
기준 실험체인 NRCS-00은 층간 변형각 0.25 % 정가력 시 1층 기둥 하부에서 초기 균열이 관찰되었으며, 부가력 시 보-기둥 접합부로 균열이
진전되었다. 층간 변형각 0.75 %에서는 기둥 하부에서 중심부로의 균열 확산과 함께 하부 지중보에서도 균열이 발생하였다. 이후 1.50 % 부가력
단계에서 접합부의 균열 양이 급증하고 기둥 하부 콘크리트의 박락 현상이 나타났으며, 2.50 % 정가력 시 기둥 단부에서 전단파괴가 발생하였다. 특히
콘크리트 피복 박락에 따른 수직 철근 노출과 함께 부가력 단계에서 급격한 내력 저하가 발생하여 실험을 종료하였다.
CFTS-01 실험체는 층간 변형각 0.25 % 단계에서 1층 기둥 하부와 2층 보-기둥 접합부에 초기 균열이 발생하였으며, 0.75 %에서는 기존
균열이 부재 중앙부로 진전되는 양상을 보였다. 층간 변형각 1.00 % 부가력 시에는 보강재와 기존 골조를 연결하는 부분에서 콘크리트 프라이아웃파괴가
관찰되었다. 이후 2.00 % 단계에서 1층 기둥 하부의 콘크리트 압괴와 함께 피복 박락이 나타났고, 2.50 %에서 기둥 하부 주철근이 노출되었다.
층간 변형각 3.00 % 정가력 시 기둥 주철근의 좌굴이 발생하였고, 내력이 최대 내력 대비 약 50 % 수준으로 크게 떨어져 실험을 종료하였다.
CFTS-02 실험체는 층간 변형각 0.25 %에서 1층 기둥과 지중보, 각 층의 보 부재에서 미세 균열이 발생하였다. 층간 변형각 1.00 % 정가력
시 보-기둥 접합부에서 다수의 균열이 발생되었으며, 부가력 시 부재 단부의 균열이 중앙부까지 진전되었다. 이후 1.50 %에서 1층 기둥 하부의 콘크리트
피복 박락이 관찰되었고, 2.00 %에 도달하여 양측 기둥 하부의 피복 탈락과 함께 주철근이 노출되었다. 연결 앵커의 파단 및 주철근의 좌굴 등으로
인해 구조물의 내력이 급격히 저하됨에 따라 실험을 종료하였다.
CFTS-03 실험체는 층간 변형각 0.25 %에서 1층 및 2층 기둥 하부의 초기 균열이 관찰되었으며, 하중 증가에 따라 균열이 부재 단부에서 중앙부로
진전되는 양상을 보였다. 층간 변형각 1.00 %에서는 지중보와 외부 부착형 CFT 접합부에서 다수의 대각 균열이 발생하였다. 이후 1.50 % 부가력
단계에서 1층 기둥 하부의 콘크리트 박락이 시작되었고, 2.00 % 정가력 시 접합부 균열의 심화와 함께 기둥 하부 피복의 박락 범위가 확대되었다.
층간 변형각 2.50 % 부가력 단계에서는 접합면을 따라 균열이 기초부까지 확장되었으며, 3.00 %에서 기둥 주철근의 좌굴과 광범위한 콘크리트 압괴에
따른 급격한 내력 저하로 실험을 종료하였다.
CFTS-04 실험체는 층간 변형각 0.25 %에서 초기 균열이 관찰되었으며, 1.00 %에 도달하면서 1층 보-기둥 접합부의 균열 증가와 함께 부재
단부에서 중앙부로 균열이 확산되었다. 층간 변형각 1.50 % 단계에서는 지중보와 보강재 접합부의 콘크리트 박락이 발생함과 동시에 1층 기둥 하부에서
대각 전단 균열이 나타났다. 층간 변형각 2.00 % 정가력 시 지중 보 내 수직 균열이 발생하였고, 부가력 시에는 접합부의 균열 확산으로 인한 광범위한
피복 박락이 관찰되었다. 이후 2.50 %에서 피복 박락으로 인한 주철근의 노출이 진행되었으며, 최종적으로 3.00 % 단계에서 지중보와 보강재 접합부의
균열이 기초부까지 진전됨에 따라 급격한 내력 저하가 발생하여 실험을 종료하였다.
모든 실험체에서 기존 RC 골조 1층 기둥 하부의 전단파괴가 공통으로 관찰되었다. 그러나 외부 부착형 CFT로 보강된 실험체의 경우, 최종적으로 기존
기둥에서 심각한 전단파괴가 발생하였음에도 불구하고 CFT 보강재는 국부 좌굴이나 외형적인 변형 없이 건전성을 유지하였다. 또한, CFTS-02를 제외한
대다수 실험체에서 앵커 접합부의 유의미한 슬립은 발생하지 않았다. 기초 연결 조건에 따른 거동 특성을 보면 지중보에 거더 형태의 보만 설치된 CFTS-01
및 CFTS-02는 항복 이후 하부 지점이 핀(Pin)접합과 유사하게 거동하여 내력의 추가적인 증가 없이 변위만 증가하는 양상을 보였다. 이와 대조적으로
기초와 지중보를 고정한 CFTS-03 및 CFTS-04는 하부 지점이 고정단(Fixed)과 유사한 메커니즘을 형성함으로써 항복 이후에도 내력이 지속적으로
상승하는 안정적인 성능 향상 효과를 나타내었다.
Fig. 6 Two-story specimen cracking and failure outcomes
3.2.2 하중-변위 관계
Fig. 7 및 Table 2는 각 실험체의 하중-변위 이력곡선과 주요 실험결과를 나타낸 것이다. 기준 실험체인 NRCS-00은 127.3 kN에서 항복이 발생한 이후 최대강도
245.2 kN을 나타내었다. 실험 종료 시점인 층간 변형각 2.50 % 단계에서는 1층 기둥 하부에서 콘크리트 박락이 발생하였으며, 주근 좌굴이
수반되는 파괴 양상이 관찰되었다.
외부 부착형 CFT 공법을 적용한 보강 실험체들은 전반적으로 기준 실험체 대비 현저한 내진성능 향상을 나타내었다. CFTS-01은 최대강도 393.6
kN으로 NRCS-00 대비 약 1.60배의 내력 증진 효과를 나타내었으며, 층간 변형각 3.0 %까지 안정적인 이력 거동을 유지하였다. CFTS-02는
최대강도 448.2 kN으로 NRCS-00 대비 약 1.83배 증가하였으나 층간 변형각 2.50 % 단계에서 기둥 단부의 전단파괴로 인해 실험을 조기
종료하였다. CFTS-03은 최대강도 577.8 kN으로 NRCS-00 대비 약 2.37배의 내력 증진을 나타내었고, 층간 변형각 2.50 % 단계까지
안정적인 거동을 유지하였다. CFTS-04는 최대강도 632.9 kN으로 NRCS-00 대비 약 2.58 배의 가장 높은 내력 증진율을 보였으며,
층간 변형각 3.0 %까지도 성능 저하 없이 안정적인 거동을 유지하였다. 특히 CFTS-04의 결과를 통해 기초와 지중보의 고정 여부가 외부 부착형
CFT 공법의 내진성능 확보에 결정적인 설계 변수임을 확인할 수 있었다.
CFTS-01과 CFTS-02는 보강 부재의 단면 형상과 두께가 상이함에도 불구하고 최대내력은 약 10 % 내외의 유사한 수준을 나타내었다. 이는
보강 부재 자체의 단면 성능보다는 기존 구조체와 CFT 보강재를 연결하는 앵커 접합부의 전단 저항성능이 전체 내력 증진 효과를 지배하기 때문인 것으로
판단된다. 또한, 보강 단면을 과도하게 확대할 경우 초기 강성 및 최대강도는 증가하였으나 최대강도 도달 이후에는 급격한 내력 저하와 취성적인 파괴양상이
발생하는 경향이 확인되었다. 하지만, 동일한 보강 단면을 적용한 CFTS-03과 CFTS-04는 기초를 고정하지 않은 CFTS-01 대비 각각 약
1.47배 및 1.61배 높은 최대내력을 나타내었다. 여기서 동일한 보강 부재를 사용하고 기초부 접합 유무에 따른 두 실험체 간에도 약 10 % 내외의
내력 차이가 발생한 것을 확인하였다. 이러한 결과로 볼 때 외부 부착형 CFT 공법의 성능을 극대화하기 위해서는 기초 및 지중보의 연결 상세 확보가
필수적인 설계 요소임을 확인할 수 있었다.
Table 2 Experimental results of externally attached concrete-filled steel tube–reinforced
specimens
|
Specimens
|
Yield
|
Maximum
|
Yield load relative ratio
|
Maximum load relative ratio
|
|
Load, Vy (kN)
|
Displacement, uy (㎜)
|
Load, Vu (kN)
|
Displacement, uu (㎜)
|
|
NRCS-00
|
127.3
|
23.1
|
245.2
|
109.3
|
1.00
|
1.00
|
|
CFTS-01
|
328.8
|
55.5
|
393.6
|
103.4
|
2.58
|
1.61
|
|
CFTS-02
|
379.8
|
58.2
|
448.2
|
80.1
|
2.98
|
1.83
|
|
CFTS-03
|
465.1
|
41.6
|
577.8
|
81.0
|
3.65
|
2.36
|
|
CFTS-04
|
522.1
|
58.2
|
632.9
|
109.4
|
4.10
|
2.58
|
Fig. 7 Load–displacement relationships
3.2.3 강성 저하
원점과 각 가력 단계별 최대강도 점을 연결한 강성의 변화를 Fig. 8에 나타내었다. 모든 실험체는 부재 손상 누적과 균열 확산에 따라 변위 증가 시 강성이 전반적으로 감소하는 거동을 보였으나, 기초 및 지중보의 연결
상세에 따라 뚜렷한 차이를 보였다.
기준 실험체인 NRCS-00은 초기 강성이 낮고 강성 감소도 완만하여 작은 변위 구간에서도 구조적 취약성이 나타난 반면, 외부 부착형 CFT 보강
실험체들은 초기 강성이 현저히 상향되었을 뿐만 아니라 강성 감소 또한 항복 이후로는 완만하게 진행되었다. 특히 기초 및 지중보에 고정한 CFTS-03과
CFTS-04는 전 가력 구간에서 가장 높은 강성을 유지하며 큰 변위 구간에서도 강성 저하가 억제되었다. 이는 하부 지점의 고정 효과가 보강재와 기존
골조의 일체화된 합성 거동을 효과적으로 유도했기 때문으로 판단된다. 이와 대조적으로 기초가 고정되지 않은 CFTS-01과 CFTS-02는 초기 강성
증진에도 불구하고, 항복 이후 하부 지점의 핀 거동 특성으로 인해 강성이 급격히 저하되는 양상을 나타내었다. 이러한 결과는 외부 부착형 CFT 보강이
기존 RC 기둥의 초기 강성 및 강성 유지 능력을 크게 개선할 수 있음을 의미하며, 특히 보강 시스템의 성능 향상을 위해서는 기초와의 연결 상세가
필수적임을 알 수 있다. 외부 부착형 CFT 보강은 기존 RC 기둥의 초기 강성과 강성 유지 능력을 개선하는 데 효과적인 것으로 나타났다. 특히 기초
및 지중보와 보강재를 일체화하는 고정 상세는 강성 저하를 유효하게 억제함으로써, 전체 보강 시스템의 구조적 안전성을 확보하는 데 중요한 역할을 하는
것으로 확인되었다.
Fig. 8 Stiffness degradation
3.2.4 에너지 소산 능력
Fig. 9 및 Fig. 10은 각각 실험체별 누적 에너지 소산량과 기준 실험체(NRCS-00) 대비 에너지 소산 비율(Energy dissipation ratio)을 나타낸
것이다.
외부 부착형 CFT 보강 실험체들은 변위 증가에 따라 에너지 소산능력이 점진적으로 향상되는 경향을 보였으나, 기준 실험체인 NRCS-00은 전 변위
구간에서 가장 낮은 소산량을 보이며 구조적 한계를 나타내었다. 특히 기초 및 지중보 연결 상세로 강화한 CFTS-03과 CFTS-04는 최대변위 단계에서
50,000 kN$\cdot$mm 이상의 높은 에너지 소산량을 확보하였으며, 평균 에너지 소산 비율 또한 약 2.22 배와 2.23 배로 산정되어
다른 실험체 대비 우수한 성능을 확인하였다. 이는 하부 지점의 견고한 고정 효과가 반복하중 작용 시 안정적인 소성 거동과 이력 에너지 흡수를 유도하였기
때문으로 판단된다. 반면, 하부 지점이 고정되지 않은 CFTS-01과 CFTS-02는 에너지 소산비의 증가 폭이 상대적으로 제한적이었다. 이를 통해
외부 부착형 CFT 공법의 에너지 소산 성능을 향상시키기 위해서는 지중보와 기초를 활용한 하부 경계 조건의 고정단 처리가 중요한 역할임을 확인하였다.
Fig. 9 Energy dissipation of specimens
Fig. 10 Energy dissipation ratio of NCRS-00 to concrete-filled tube (CFT)
3.2.5 스트레인 게이지 분석
Fig. 11은 각 실험체의 2층 기둥 상부 및 1층 기둥 상·하부에 설치된 스트레인 게이지의 변형률 변화를 나타낸 것이다. 모든 실험체에서 변위가 증가함에 따라
변형률이 점진적으로 증가하는 경향을 보였으나, 층별 위치에 따라 변형률 분포의 특성은 뚜렷한 차이를 보였다. 2층 기둥 상부의 경우 전 가력 구간에서
낮은 변형률 수준이 유지되었는데, 이는 구조물의 비선형 거동과 소성 변형이 주로 1층 하부에 집중되어 상부층으로의 손상 전이가 효과적으로 제한되었기
때문으로 판단된다.
반면, 전단파괴가 집중된 1층 기둥 하부에서 최대 변형률이 관찰됨으로써, 하중 가력 단계에 따른 구조적 손상을 확인할 수 있었다.
보강 방식에 따른 비교 결과, 외부 부착형 CFT로 보강된 실험체는 기준 실험체 NRCS-00 대비 동일 변위에서 1층 기둥 하부의 변형률이 유의미하게
감소하는 경향을 보였다. 특히 기초 및 지중보에 고정된 CFTS-03과 CFTS-04는 하중 재하 단계 전반에 걸쳐 변형률의 증가가 안정적으로 제어되었는데,
이는 보강 부재가 기존 기둥의 휨 및 전단 변형을 효과적으로 분담하며 합성 거동을 발휘한 결과로 판단된다. 따라서, 외부 부착형 CFT 보강은 상부
구조로 손상 확산을 억제하는데 효과적인 보강공법이며, 특히 하부 지점의 고정 조건이 변형률 저감과 안정적인 거동 확보를 위한 핵심적인 설계 변수임을
확인하였다.
Fig. 11 Strain gauge results of principle bars in the columns
4 . 결 론
본 연구에서는 선행 연구(Choi et al. 2025)에서 개발된 외부 부착형 CFT 내진보강 공법의 설치 위치 및 하부 고정 조건에 따른 내진 성능 향상 효과를 2층 골조 반복가력 실험을 통해 비교･분석하였다.
이를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
1) 2층 골조 실험 결과, 외부 부착형 CFT 내진보강 공법은 기존 기둥과 구조적으로 연계되어 거동함으로써 전체 하중을 분담하는 역할을 수행하는
것으로 나타났다. 모든 실험체는 1층 기둥 하부에서 전단파괴가 발생하는 공통적인 파괴양상을 나타내었다. 보강 이후 기존 기둥의 손상은 상대적으로 지연되는
경향을 보였으며, 이는 외부 부착형 CFT 내진보강 공법이 횡력을 분담함에 따라 기존 기둥에 요구되는 변형이 저감된 결과로 판단된다.
2) 기초부 접합 조건에 따른 실험 결과, 핀접합 대비 고정단 조건에서 강성, 내력 및 에너지 소산능력이 전반적으로 향상되는 것으로 나타났다. 외부
부착형 CFT 내진보강 공법에 적용되는 실제 접합 상세의 성능 차이를 실험적으로 정량화하였다는 점에서 의의를 갖는다. 특히 기존 구조물의 기초 접합이
핀접합으로 설계･시공된 사례를 고려할 때, 핀접합 조건에서도 일정 수준의 보강 효과가 확보 가능함을 확인하였다는 점은 실무적 활용 가능성을 보여준다.
3) 외부 부착형 CFT의 단면 규격을 확대할 경우 최대강도는 향상되나, 최대하중 도달 이후에는 급격한 취성파괴가 발생하는 것으로 나타났다. 본 실험
결과는 외부 부착형 CFT 보강공법의 사이즈 적용 가능성을 제시하는 기초 자료로 활용될 수 있으나, 향후 연구에서는 단면 크기, 강재 두께 및 콘크리트
강도 변화에 따른 성능 평가를 통해 보다 구체적인 설계 방법 및 적용 범위를 제시할 필요가 있다.
4) 기초부를 접합한 CFTS-03과 CFTS-04는 CFTS-01(기초부 미고정) 실험체 대비 최대하중이 각각 약 1.47배 및 1.61배 증대되었다.
기초부 고정 조건은 초기 하중 단계에서 회전 변형을 억제함으로써 구조 시스템 차원의 강성 유지를 유도하는 것으로 나타났다. 따라서 기초부 고정 조건은
외부 부착형 CFT 내진보강 공법의 초기 거동 안정성 확보 측면에서 중요한 역할을 하는 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2025년도 동양대학교 학술연구비의 지원으로 수행되었음.
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