1. 서 론

최근 수직 증축 리모델링에 대한 규제가 완화되면서 구조물의 하중을 지지하는 기둥의 내력 및 연성 향상을 위한 보강에 대한 관심이 높아지고 있다. 일반적으로 철근콘크리트(reinforced concrete, RC) 기둥의 내진보강은 강판 또는 탄소섬유시트를 이용한 부착형 공법과 단면확대 보강공법이 이용되고 있다. 강판 또는 탄소섬유시트를 이용한 부착형 공법은 기둥의 단기적 거동 측면에서 연성향상에 유리할 수 있지만 기둥의 강성 및 내력 향상에는 효과가 미미하다(Yoo et al. 2008). 특히 부착형 공법에서 이용되는 에폭시 접착제는 콘크리트 또는 보강재와는 상이한 열팽창 특성을 가지므로 기둥의 대변형 또는 장기거동에서 보강재의 탈락 가능성이 높다(Kim et al. 2008). 이는 결국 기둥의 내진보강에 대한 초기 설계의도를 확보하기 어려울 수 있다.

반면 단면확대 공법은 기존 기둥과 동일한 재료인 콘크리트로 시공되기 때문에 구단면과 신단면의 일체화에 유리하다. Penelis and Kappos(1997)은 콘크리트의 단면확대보강 시 다음과 같은 조건을 제시하였다.; 1) 보강 단면의 콘크리트 강도는 기존 단면의 콘크리트 강도 이상이어야 한다.; 2) 보강 단면의 두께는 최소 100 mm 이상이며, 주철근은 4본(각 모서리에 1개씩) 이상 배근해야 한다.; 3) 횡보강근 간격은 200 mm 및 보강 단면 두께 이하로 배근해야 하며, 기둥의 잠재 소성힌지 구간에서는 100 mm 이하로 배근해야 한다.; 4) 단면확대보강 시 기존 기둥의 면은 먼지 등의 이물질이 없어야하며, 가능하면 거친 면을 형성해야한다. 이와 같은 조건은 단면확대 기둥의 휨 내력과 연성확보 측면에서 고려할 필요가 있다.

Penelis and Kappos(1997)가 제시한 바와 같이 단면확대보강 기둥에서 내진상세 적용 시 외부 띠철근은 폐쇄형으로 배근될 필요가 있으며 특히 신단면에서의 주철근 조기 좌굴방지 및 기둥의 연성향상을 위한 내부 띠철근의 배근도 고려해야 한다. 이는 단면확대 보강 기둥은 부착형 보강공법과 달리 내력과 강성의 현저한 증가가 가능한 반면 연성향상은 횡보강근 배근방법과 양에 따라 중요한 영향을 받기 때문이다. 기둥의 연성 향상을 위해 횡보강근 배근은 외부 띠철근의 배근 간격을 줄이는 것보다 내부 크로스타이의 배근이 효율적일 수 있다(Ozcebe and Saatcioglu 1987; Jin et al. 2017). 단면확대보강에서 내부 크로스 타이는 기존 기둥의 앵커링을 통해 배근할 수 있지만 이는 시공성과 기둥의 대변형에서 구조적 안전성이 상당히 감소될 수 있다(Troung et al. 2017). 결국, 단면확대 보강에서 기존 기둥의 간섭을 피하면서 확대단면에서 주철근 및 횡보강근의 합리적인 내진 배근기술은 보강 기둥의 구조적 거동 향상 측면에서 매우 중요하다. 이를 고려하여 이 연구에서는 기존 기둥의 내진보강을 위한 확대 단면에서 주철근과 V-타이를 포함한 폐쇄형 횡보강근의 선조립 공법을 개발하였다. 확대 단면에서 중간 주철근들의 구속은 Yang and Kim(2016)이 제시한 보조 크로스타이의 대체용 V-타이 배근기술을 응용하였다. V-타이 보조 띠철근은 개별적 주철근에 배근되므로 확대 단면에서 기존 기둥의 간섭 영향을 받지 않는다.

이 연구의 목적은 기존 기둥의 내진보강을 위해 개발된 주철근과 보조 V-타이를 포함한 폐쇄형 횡보강근의 선조립 공법을 적용한 보강 기둥의 압축거동을 평가함으로서 제안 기술의 실용적 타당성을 평가하는데 있다. 이를 위하여 실제 스케일을 모사한 확대 단면에서 V-타이를 배근한 기둥의 중심 축하중 실험을 수행하였다. 보강 기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭내력과 비교하였으며, 압축 연성비는 Saatcioglu and Razvi(1992)의 제안식을 이용하여 평가하였다.

2. 보강단면에서의 철근 선조립 공법

기둥의 단면확대 보강 시 내진상세를 갖는 횡보강근의 원할한 배근, 기존 기둥에 의한 간섭의 최소화, 주철근의 정착을 통한 하중전달 그리고 현장공정을 최소화한 공기 단축 등의 효율성을 고려하여 보강단면에서 비교적 쉽게 적용할 수 있는 철근 선조립 공법을 개발하였다. 선조립 철근 유닛은 기둥의 각 면에서 설치될 수 있는 주철근, 양단 135° 갈고리를 갖는 직선형 타이, 그리고 중간 주철근에 배근되는 V-타이 보조 띠철근으로 구성된다(Fig. 1). 선조립 철근 유닛들은 기둥 각 면에서 설치되고 폐쇄형 외부 띠철근 형성을 위하여 기둥 모서리에서 U형 타이가 현장에서 배근된다. 결과적으로 양단 135° 갈고리를 갖는 직선형 타이들은 기둥 모서리에서 U형 타이에 의해 폐쇄형 외부 띠철근을 형성하게 된다. V-타이 보조 띠철근은 중간 주철근들의 조기 좌굴 방지 및 신단면과 기존 기둥을 구속하는 역할을 하게 된다. 일반 크로스타이 대체를 위한 V-타이 보조 띠철근의 설치 및 역학적 기구는 Yang and Kim(2016)의 모델을 따랐다. Yang and Kim (2016)은 V-타이의 최소 묻힘길이를 기둥설계에서의 안전성을 고려하여 크로스타이 갈고리 최소 묻힘길이와 동일하게 제시하였다. 이에 따라 원터치 클립을 이용하여 주철근에 고정되는 V-타이의 묻힘길이는 75 mm 이상 그리고 사용철근 직경의 6배 이상으로 하였다. V-타이의 내부 구부림 각도는 45°이다. 기둥 모서리에서 설치되는 U형 타이의 묻힘길이도 V-타이와 동일한 역학적 기구를 고려하여 V-타이와 동일한 묻힘길이로 한다. 각 기둥 면에서 선조립된 주철근은 기초 또는 하부 기둥에서 정착된 주철근과 커플러로 연결된다.

3. 중심축하중 실험

3.1 실험 계획

무보강 기둥 및 단면확대보강 기둥 실험체의 상세 및 변수는 Table 1 및 Fig. 2에 나타내었다. 주요변수는 선조립 철근 유닛에서 V-타이의 배근 유·무 및 보강 단면에서의 횡보강근량이다.

Table 1 Details of test specimens

Specimens	Jacket section
	db (mm)	sv (mm)	𝜌shj (%)	Ashj/(Ash)ACI
E*	-	-	-	-
N-1.0	13	70	1.11	1.0
V-1.0	10	100	0.58	1.0
V-1.5		65	0.89	1.5
V-2.0		50	1.16	2.0

Notes] d_b, s_v, 𝜌_shj, and A_shj are the diameter, spacing, volumetric ratio, and total area, respectively, of transverse reinforcement at jacket section, and (A_sh)_ACI = minimum amount of transverse reinforcement specified in ACI 318-14.

*The notation of strengthened specimen is composed of three parts, except for the existing column E. The first and second parts refer to the type of supplementary ties (N for non-supplementary ties and V for V-ties) and the amount of transverse reinforcement which is identified as a multiple of the minimum requirement of ACI 318-14, respectively, in the jacket section.

무보강 기둥(E) 실험체에서 외부 띠철근은 비내진 상세인 300 mm 간격으로 배근하였으며 보조 띠철근은 배근하지 않았다. 반면 보강단면에서의 횡보강근은 ACI 318-14(2014)에서 제시하는 내진상세를 적용하였다. 이에 따라 보강 단면의 횡보강근량은 ACI 318-14에서 제시된 횡보강근량(.A_sh)의 1.0배, 1.5배 및 2.0배까지 설정하였다. 이때, 횡보강근 체적비(𝜌_sh)는 다음 식을 통해 산정된다.

$$\rho_{shj}=\frac{(l_h+l_v)A_{sh_1}}{s_vA_{ch}}$$

(1)

여기서, l_h와 l_v는 외부 띠철근 및 V-타이의 전체 유효 길이를, A_sh1과 s_v은 횡보강근 1본 단면적 및 배근간격을, A_ch는 횡보강근으로 구속된 코어 콘크리트 면적이다. 보강 기둥에서 V-타이 없이 외부 띠철근으로만 배근된 실험체(N-1.0)의 횡보강근 체적비(𝜌_sh)는 1.11 %이었다. 횡보강근 체적산출 시 V-타이의 유효 길이는 콘크리트 묻힘길이로 정의하였다(Yang and Kim, 2016). 이에 따라 V-1.0, V-1.5 및 V-2.0 실험체들의 횡보강근 체적비(𝜌_sh)는 각각 약 0.58 %, 0.89 % 및 1.16 %이었다.

단면확대 보강기둥의 기존 압축실험 연구들(Adilson et al. 2007; Mini and Jebin 2018)은 가력장치 용량의 한계로 인하여 기존 기둥의 단면크기는 150 mm 이하, 보강 후에는 250~300 mm 이하인 소형 기둥에서 수행되었다. 하지만 단면확대 기둥의 압축거동을 소형 단면에서 수행할 경우 확대 단면으로 인한 크기효과 그리고 신단면과 구단면에서의 일체 거동 등의 영향이 무시되기 쉽다. 이를 고려하여 이 연구에서는 40,000 kN 용량의 압축실험 장치를 고안하고 실제 단면크기의 기둥 시험체를 제작하였다. 무보강 기둥의 단면크기는 실제 기둥을 모사하여 450 mm ⨉ 450 mm로 설정하였다. 보강단면의 두께는 150 mm로, 전체 기둥의 단면크기는 750 mm ⨉ 750 mm이다. 이에 따른 기존 기둥에 대한 보강 기둥의 면적 비는 2.8배이다. 기둥의 상·하부에는 스터브를 설치하고 확대단면에서의 주철근을 스터브에 정착시켰다. 모든 시험체에서 기둥의 길이는 단면크기의 2.5배로 설정하였다. 이에 따라, 기존기둥 및 보강기둥의 실험구간 길이는 각각 1,125 mm 및 1,875 mm이다. 기존 단면 및 단면확대보강 단면의 주철근비는 각각 2.0 % 및 2.8 %로 설정하였다. 결과적으로 보강 후 기둥 전체 단면에서 주철근 비는 2.52 %이었다. 단면확대보강 시 기존 기둥의 면은 살수 및 에어 콤프레셔를 이용해 이물질을 제거하였으며, 추가 면처리는 하지 않았다.

3.2 재료 특성

기존 기둥 및 단면확대보강 기둥의 콘크리트 목표 압축강도는 각각 21 MPa 및 24 MPa로 설정하였으며, 콘크리트 배합상세는 Table 2에 나타내었다. 기존 기둥의 콘크리트 배합 시 결합재는 고로슬래그시멘트(blast-fumace slag cement, BFSC)에 플라이애쉬(fly-ash, FA)를 약 17 %를 치환하여 사용하였다. 단면 보강용 콘크리트는 고유동성과 고접착성을 위해 Lee et al.(2018)등이 개발한 폴리머(polymer, P)와 초속경 시멘트(ultra rapid hardening cement, URHC) 기반의 배합설계를 이용하였다. 단면보강 콘크리트 배합 시 사용된 폴리머는 EVA계 분말이며, 결합재량의 10 %를 치환하였다. 초속경 시멘트는 결합재량의 5 %를 치환하였으며, 증점제 및 분산제는 폴리머 질량의 0.5 %로 설정하였다. 기존 기둥 콘크리트의 최대 골재치수는 25 mm이었으며, 단면 보강 콘크리트의 최대 골재치수는 콘크리트 타설 및 다짐 등을 고려하여 13 mm로 설정하였다.

Table 2 Concrete mixture proportions

Specimens	W/B (%)	S/a (%)	Unit weight (kg/m3)								Rsp (%)
			W	OPC	BFSC	FA	URHC	P	S	G
Existing section	55	49	105	-	260	53	-	-	859	908	0.8
Jacket section	35	47	165	400	-	-	24	47	800	908	3

Note] W/B = water-to-binder ratio by weight, S/a = sand-to- aggregate ratio by volume, W = water, OPC = ordinary portland cement, BFSC = blast-furnace slag cement, FA = fly ash, URHC = ultra rapid hardening cement, P = polymer powder, S = sand, G = coarse aggregates, and R_sp = high-range water- reducing agent-to-cement ratio by weight.

기존 기둥 및 보강 기둥의 콘크리트 응력-변형률 관계는 Fig. 3에 나타내었다. 콘크리트 압축강도는 중심축하중 실험 직전에 측정하였으며, 기존 기둥 및 보강 기둥의 콘크리트 압축강도는 각각 20.5 MPa 및 26 MPa이었다. 기둥 실험체에 사용된 주철근과 횡보강근의 응력-변형률 관계는 Fig. 4에 나타내었다. 모든 철근은 명확한 항복점 및 변형도 경화 특성을 보였다. 주철근으로 사용된 D25의 항복강도는 423 MPa이었으며, 횡보강근으로 사용된 D10 및 D13의 항복강도는 각각 414 MPa 및 453 MPa이었다.

3.3 가력 및 측정 상세

대형단면 기둥의 압축실험을 위하여 40,000 kN 용량의 압축 가력장치를 별도로 제작하였다. 가력상세는 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 40,000 kN 용량의 오앨 잭을 사용하여, 변형률 0.0001/min의 속도로 가력하였다. 기둥의 축방향 변위는 상·하부 스터브 안쪽면의 기둥 실험구간에서 50 mm 용량의 와이어형 변위계를 이용하여 측정하였다. 와이어형 변위계는 기둥 4면에 설치하였다. 기둥 상부의 스터브에는 구좌를 설치하여 기둥의 편심 하중을 제어하였다. 기둥 신·구 단면에서의 주철근 및 외부 띠철근의 변형률은 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.

4. 실험결과 분석

4.1 균열 및 파괴모드

기존 기둥(E)의 초기 균열은 기둥면에서 최대내력의 약 75 % 수준에서 발생하였다. 이후 균열진전은 기둥의 축방향으로 나아갔으며, 피복 콘크리트의 박리는 초기 균열 발생 이후 최대 내력까지 천천히 진행되었다. 최대 내력 이후 기존 기둥은 주철근의 좌굴이 나타나면서 하중이 감소하였으며 최종파괴 모드에서 외부띠철근의 벌어짐은 나타나지 않았다(Fig. 6(a)).

보강 기둥의 초기균열은 무보강 기둥과 비슷한 최대내력의 약 71~81 % 수준에서 초기 균열이 발생하였으나, 기둥의 모서리부분에서 초기균열이 발생하였다. 초기 균열발생이후 균열진전은 기둥 모서리부분에서 축방향으로 나아가 콘크리트 박리가 나타났다. 최대내력 시점에서 보강 기둥은 주철근의 좌굴과 함께 하중이 감소하였지만, 외부 띠철근의 벌어짐은 나타나지 않았다(Fig. 6(b)). 보강 기둥의 최종파괴모드는 무보강 기둥에 비해 코어 콘크리트의 파손이 적었으며, 주철근의 좌굴길이도 짧았다. V-타이가 배근된 보강 기둥의 최종 파괴모드는 V-타이의 구속효과로 인해 V-타이가 배근되지 않은 보강 기둥에 비해 코어 콘크리트의 파손이 적었으며, 주철근의 좌굴길이도 짧았다(Fig. 6(c)). 이에 따라 보강 단면에서의 선조립 외부 띠철근의 팽창현상은 현저히 적었으며, 특히 보강기둥의 파괴 시까지 V-타이와 U형 타이의 뽑힘현상은 나타나지 않았다.

기둥의 최종 파괴 후 보강 단면과 기존 기둥의 피복 콘크리트를 제거한 모습을 Fig. 7에 나타내었다. 기존 기둥에서 주철근은 좌굴현상은 나타나지 않았으며, 코어 콘크리트 파손 및 띠철근의 횡 팽창도 거의 나타나지 않았다. 이는 확대단면에서 배근된 횡 보강근이 기존 기둥의 주철근 및 콘크리트를 적절하게 구속하고 있음을 의미한다.

4.2 축하중-축변형률 관계

기둥의 축하중-축변형률 관계는 Fig. 8에 나타내었다. 축변형률은 기둥 네 모서리에서 측정한 변위값들의 평균을 측정구간의 길이로 나누어 산정하였다. 무보강 기둥의 초기 기울기는 초기균열 발생 시점까지 선형 증가하였으며, 초기균열 발생 이후에는 완만하게 증가하였다. 기존 기둥에서 최대내력 이후 하중의 감소 기울기는 콘크리트 응력-변형률 관계에서의 하강 기울기와 비슷한 경향을 보였다.

보강 기둥에서 초기 강성은 기존 기둥에 비해 크게 증가하였다. 보강 기둥의 기울기는 초기균열 발생 이후 점차 완만하게 증가하였으며, 이후 피복 콘크리트의 박리가 시작하면서 최대내력에 도달하였다. V-타이가 배근되지 않은 보강 기둥(N-1.0)의 경우 최대 내력 이후 외부 띠철근의 벌어짐이 나타나지 않았지만 하중이 급격하게 감소하였다. 반면 V-타이가 배근된 보강 기둥의 최대내력 이후 하중의 감소 기울기는 V-타이의 양이 증가할수록 완만하였다.

4.3 최대 압축내력

기둥의 실험결과를 Table 3에 요약하였다. 보강 기둥 실험체의 압축내력은 확대 단면의 영향으로 인해 무보강 기둥에 비해 약 3.7~4.0배 높았다. 반면, V-타이의 양이 보강 기둥의 압축내력에 미치는 영향은 미미하였다. 보강 기둥에서 V-타이 보조 띠철근은 보강 단면에서 주철근의 좌굴을 기둥의 최대내력 시까지 효율적으로 제어하지만, V-타이의 구속효과에 의한 보강 기둥의 압축내력 증가는 미미하였다.

Table 3 Summary of test results and comparisons with predicted axial load capacity using ACI 318-14 equations

Specimens	Test results					Predictions
	Pcr (kN)	Pn (kN)	𝜖cc	𝜖85	𝜇	(Pn)ACI (kN)	(Pn)Exp/ (Pn)ACI
E	3,894	5,277	0.0020	0.0036	0.90	5,173	1.02
N-1.0	14,877	21,091	0.0029	0.0035	0.88	17,193	1.23
V-1.0	15,215	19,919	0.0023	0.0050	1.25		1.16
V-1.5	16,982	20,923	0.0032	0.0052	1.30		1.22
V-2.0	16,325	20,961	0.0027	0.0058	1.45		1.22

Notes] P_cr= initial cracking load, P_n= ultimate strength, 𝜖_cc= axial strain at the ultimate strength, 𝜖₈₅= axial strain corresponding to 85 % P_n beyond 𝜖_cc, 𝜇= axial ductility ratio.

기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭내력과 비교하였다(Table 3). 단면확대 보강기둥의 공칭 압축내력은 신·구 단면에서의 콘크리트와 주철근의 하중전달력의 합으로 식 (2)와 같이 나타낼 수 있다.

$$\begin{array}{l}(P_n)_{ACI}=0.85f_{ce}(A_e-A_{se})+0.85f_{cj}(A_j-A_{sj})\\\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;+f_{ye}A_{se}+f_{yj}A_{sj}\end{array}$$

(2)

여기서, f_ce, A_e, A_se 및 f_ye는 각각 기존기둥에서 콘크리트 압축강도, 단면적, 주철근의 단면적 및 항복강도를, f_cj, A_j, A_sj 및 f_yj는 각각 보강단면에서의 콘크리트 압축강도, 단면적, 주철근의 단면적 및 항복강도를 의미한다. 따라서 ACI 318-14의 공칭 압축내력에서 보강단면에서의 횡보강근 양의 영향은 반영되지 않았다. 모든 보강 기둥의 압축내력은 ACI 318-14에 의해 산정된 공칭내력(17,193 kN)보다 높았다. 기존 기둥의 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력보다 약 1.02배 높았다. 보강 기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14의 예측값보다 약 1.16~1.23배 높았는데 그 비율은 기존 기둥에 비해 다소 증가하였다.

4.4 철근 변형률

기존 기둥 및 보강 기둥에서 하중증가에 따른 철근 변형률 진전에 대한 전형적인 거동을 Fig. 9에 나타내었다. 기존 기둥인 무보강 기둥에서 주철근은 최대 내력 시점에 항복에 도달하였다. 보강 기둥의 경우 신단면과 구단면에서의 주철근은 비슷한 거동을 보였다. 보강기둥에서 주철근의 변형률 진전 속도는 확대단면에서의 콘크리트 하중부담 증가로 인해 기존기둥의 주철근의 경우에 비해 늦었다. 보강 기둥에서 주철근들도 기존 기둥과 비슷하게 최대 내력 시점에서 항복에 도달하였다.

4.5 압축 연성비

단면확대보강 기둥의 압축연성비(𝜇)는 Saatcioglu and Razvi (1992)의 제안식을 이용하여 평가하였다(Table 3).

$$\mu=\frac{\varepsilon_{85}}{0.004}$$

(3)

여기서, 𝜖₈₅는 최대 내력 이후 최대내력의 85 % 시점에서의 압축변형률을 나타낸다. 무보강 기둥의 압축연성비(0.90)에 대한 보강 기둥의 압축연성비의 상대 값을 Fig. 10에 나타내었다. V-타이가 배근되지 않은 보강 기둥(N-1.0)의 압축연성비는 0.88로 기존 기둥과 비슷한 수준이었다. 반면 V-타이를 배근한 보강 기둥(V-1.0, V-1.5 및 V-2.0)의 압축연성비는 각각 약 1.25, 1.30 및 1.45로 기존 기둥에 비해 각각 39 %, 44 % 및 61 % 증가하였다. 기둥 단면의 크기가 클수록 크기효과에 의해 압축내력 및 연성은 감소할 수 있다(Ali and Mario; 2012). 그러나 V-타이를 배근한 보강 기둥의 압축연성비는 대형단면의 크기효과에 의한 연성저하 가능성이 있음에도 불구하고 무보강 기둥에 비해 최소 1.4배 이상 높았다.

5. 결 론

이 연구에서는 기둥의 내진보강을 위한 단면확대 보강에서 기존 기둥의 간섭을 최소화하면서 내진상세를 갖는 철근 선조립 공법을 개발하고 그 구조적 타당성을 평가하기 위한 기초실험을 수행하였다. 실제 단면크기를 갖는 대형 기둥의 중심 축하중 실험으로부터 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 단면확대 보강 기둥에서 선조립 외부 띠철근의 팽창현상은 현저히 적었으며, 특히 보강기둥의 파괴 시까지 V-타이와 U형 타이의 뽑힘현상은 나타나지 않았다.

2) 단면확대 보강 기둥에서 V-타이 보조 띠철근은 주철근의 조기 좌굴방지에 효율적이었지만, V-타이의 구속효과에 의한 보강단면의 압축내력 증가는 미미하였다.

3) 보강 기둥의 압축내력은 ACI 318-14에 의해 산정된 공칭내력보다 약 1.16~1.23배 높았는데, 이 비율은 무보강 기존기둥의 경우에 비해 다소 높은 수준이다.

4) V-타이를 배근하지 않은 보강 기둥의 압축 연성비는 무보강 기둥과 비슷한 수준이었다. 반면 V-타이를 배근한 보강 기둥의 압축 연성비는 대형단면의 크기효과에 의한 연성저하 가능성이 있음에도 불구하고 무보강 기둥에 비해 최소 1.4배 이상 높았다.

5) 이 실험에서 보강된 기둥의 단면은 무보강 기둥에 비해 약 2.8배 크지만 보강단면에서 적절한 폐쇄형 외부 띠철근과 V-타이 배근을 통하여 강성 및 내력과 연성을 향상시킬 수 있었다. 결과적으로 이 연구에서 제시한 철근 선조립 유닛 배근기술은 기존 RC 기둥의 단면확대 내진보강에 효율적으로 이용될 수 있는 잠재성이 높다.