2.1. 사용재료의 특성

실험체는 1992년 이전에 설계된 원형교각을 바탕으로한 축소모델로서 그 당시 원형교각의 일반적인 단면형식 및 치 수를 적용하였다. 제작시 사용한 재료는 SD40 이형철근과 보통 시멘트를 사용한 콘크리트 설계강도 24MPa이며 Table 1은 실험체 제작시 콘크리트 배합표와 같다.

압축강도 시험을 위해 사용한 공시체의 제원은 직경 10cm, 높이 20cm, 단면적 78.54cm²이며, 설계강도는 24MPa이다. 실험체에 사용된 콘크리트에 대한 압축강도 시험 결과는 Table 2와 같다.

본 연구에서는 보강재를 이용하여 기둥외부의 주요 구간 에 횡하중에 대한 보강을 실시함으로써 내진과 같은 성능을 향상시켰다. 따라서, 적용되는 보강재의 역학적, 물리적 특성 이 가장 중요한 요인으로 작용한다. 본 연구에서는 기존의 유기재료의 보강재와 달리 탄성계수 및 물리적 성질이 비슷 한 무기계 재료를 사용함으로서 보강으로 인한 재료의 분리, 탈락, 박리 등을 방지할 수 있는 장점이 있다. 사용된 보강재 의 경우 부식을 방지하는 스테인리스 강의 한 종류인 Helical Bar로 니켈 (Ni)-크롬 (Cr) 합금강의 한 종류이며 형상이 갖 는 특이성 때문에 붙혀진 이름이다. 기존의 STS316 강괴를 나선형으로 비틀은 형태로 금형하여 제작하였으며, 이는 시 공 시 부착단면 증대와 보강재의 인성 향상을 목적으로 보강 성능을 증가시키기 위해 설계되었다. Helical Bar는 넓은 온 도범위에 걸쳐 높은 인장강도와 양호한 연성, 인성을 나타내 지만, 일반강재에 비해 상대적으로 항복강도가 낮고, 항복비 (항복강도/인장강도)도 작기 때문에 냉간가공시 변형이 용이하 다. 또한 내식성, 내마모성이 높아 토목 및 건축구조물에 많이 사용되어지고 있다. 구조용 철근의 인장강도가 약 300~400MPa 정도인데 비해 Helical Bar의 경우 이보다 큰 1,100MPa대의 인장강도를 가짐으로서 구조물에 적용 시, 외력으로부터 일 반철근을 사용한 보강보다 훨씬 큰 구속력을 발휘하며 높은 연신률로 인해 쉽게 끊어지거나 절단되지 않아 급격한 구속 력 감소를 발생시키지 않는다. 따라서 내진에 의한 보강재로 써 큰 성능을 발휘 할 것으로 기대된다. 본 연구에서 사용한 Helical Bar의 직경종류는 3가지로 재료의 단면도는 Fig. 1 과 같다. 이는 단면적을 달리하여 각각의 단면력 크기를 변 수로 두었다. 적용된 보강재의 직경별 역학적 특성은 Table 3에 나타내었다.

Fig 1.

Helical Bar and section

2.2. 보강 실험체

실제 원형교각을 바탕으로 1/4 축소모델 실험체를 기초부 와 기둥부로 나누어 설계하였다. 실험체에 대한 보강 전 고 유치 해석을 통해 내진성능을 평가한 결과 내진성능의 부족 으로 보강의 타당성을 확인하였다. 기초부는 1,200×600×600 (mm)으로 일반적인 철근과 콘크리트로 구성하여 원형기둥 의 횡하중 가력 시 충분한 구속력을 제공할 수 있도록 하였 으며, 기둥부는 직경 400mm, 높이 1,250mm 크기의 형상비 (aspect ratio) 3.0, 횡방향철근비 0.25%인 철근콘크리트 구 조물로 제작하였다. 전체 높이는 1,850mm로 Fig. 2는 실험 체의 단면도 및 철근배근도를 나타내었다.

Fig 2.

Design section and arrangement of specimens

총 6기의 실험체를 제작하여 Hydraulic Actuator를 이용하 여 횡하중의 드리프트 비 (Drift Ratio)를 이용한 변위 제어 방식으로 준정적 실험을 실시하였다. 횡하중의 증분은 항복 변위의 배수로 드리프트 비를 결정하였다. 총 6개 실험체의 분류는 실험체의 보강 유무 (실험체명의 첫째 항), 보강된 Helical Bar 직경 (실험체명의 둘째 항), 보강간격 (실험체명 의 셋째 항)으로 구분하였으며, 고강도 그라우트로 새롭게 피복의 치환을 실시한 실험체 (CR-8-100-A) 1기를 추가한 이상 4개의 변수로 분류 하였으며 Table 4와 같다. Fig. 3은 무보강 실험체로서 실험전과 후의 모습이며 CN-0-0 실험체 는 각각의 보강성능 평가를 위한 기초모델이다.

Fig 3.

CN-0-0 specimen (non-reinforced)

본 연구에서 중점적으로 고려한 변수는 보강재료의 단면 력 크기변화에 따른 보강성능 변화와 위험단면구간에서 보 강간격에 따른 성능 변화이다. 이러한 요인은 적용되는 보강 재의 사용량이 과대 또는 과소일 경우 취성 및 연성능력의 부족으로 문제가 발생할 수 있으며 (^{Kim, 1999}) 경제성과도 밀접한 관계를 나타낸다. 실제로 고강도 횡보강철근을 사용 한 철근 콘크리트 기둥의 거동 특성에서도 횡보강 철근의 강 도가 증가하여도 기둥부재에서 횡보강철근이 발휘하는 응력 의 차이는 크지 않아 강도에 따른 거동의 차이는 크지 않다 (^{Lee, 2011}). 그리고 별도로 하나의 실험체를 구성하였는데 이는 실제 1992년 이전의 내진설계가 미반영된 교각의 경우 공용기간이 상당히 지난 구형 구조물로 현재 대부분이 강도 및 강성의 감소로 인한 내진성능의 부족뿐 만 아니라 콘크리 트 피복면의 중성화, 균열 및 손상으로 인한 콘크리트 보유 성능 부족, 내구성 감소, 단면력 감소 등의 복합적인 문제점 도 동반한다 (^{Jeon, 2001}). 따라서, 이러한 문제점을 갖는 악 조건을 가정하여 횡하중에 대한 보강과 동시에 오래된 콘크 리트의 피복을 보수 및 보강용 조기강도 40Mpa 이상의 그 라우트재로 새롭게 교체하여 문제점을 동시에 해결할 수 있 는 실험체를 추가로 구성하였다. Table 5는 콘크리트 피복 교체용으로 사용된 재료의 특성을 나타내며 시멘트계 고강 도 몰탈로써 무수축성, 자기 평탄성, 속결성 등의 특징을 갖 는다.

모든 보강이 시공된 실험체의 형식은 나선형태이며 보강 위치 및 구간에 대한 선정은 Paulay and Priestley (1992)의 소성힌지 제안식을 사용하였다. 하지만 이 제안식의 경우 축 방향 주철근의 특성만을 고려하여 실제 소성힌지 구간보다 과소평가 되는 경향이 있다. 따라서 식 (1)의 제안식을 사용 하여 위험단면을 기둥-기초 접합부로부터 소성힌지 계산 값 의 2배인 500mm 구간으로 결정하여 보강을 실시하였다.

여기서, l_p는 소성힌지길이 (mm), l은 기둥의 길이 (mm), d_b는 축방향 철근의 지름 (mm), f_y 는 축방향 철근의 항복응 력 (MPa)을 나타낸다.

기둥단면에서 보강위치는 실험체의 표면으로부터 콘크리 트 피복을 약 20~30mm 제거한 뒤 이 홈을 따라서 보강재를 매입하여 설치하였다. Helical Bar의 시작점과 끝점은 구속 력을 충분히 발휘할 수 있도록 원형기둥 접촉면에서 수직으 로 50mm 깊이의 구멍에 고강도 에폭시를 사용하여 수직 앵 커부를 만들었다. 보강재 매립 후 홈은 조기강도 40MPa 이 상의 보수용 고강도 그라우트 충전재를 사용하였으며 기존 의 콘크리트 단면과 보수한 피복이 시공이음 없이 일체가 잘 되도록 에폭시 계열의 신구접착제를 사용하였다. Fig. 4는 기둥보강의 개요를 단면으로 보여준 그림이며, Fig. 5와 6은 각각 실험체 준비 모습과 실험체 설치, 보강된 실험체의 모 습을 보여준다.

Fig 4.

Reinforced section of setting Helical Bar

Fig 5.

Quasi-Static tests

2.3 횡하중 가력계획

준정적 방법의 반복 횡하중 재하는 실제 지진과 같은 수평 력으로부터 구조물의 공급역량 곡선을 얻을 수 있는 가장 일 반적인 방법이다. 보강된 실험체의 횡하중 가력에 앞서 가력 비를 결정하기 위하여 무보강 일반 실험체를 통해 항복변위 를 확인하였다. 항복변위는 실험결과 δ_y=22mm이며 이에 따른 Drift Level (δ/δ_y)은, 0.25% (5.5mm), 0.5% (11mm), 0.75% (16.5mm), 1.0% (22mm), 1.5% (33mm), 2.0% (44mm), 2.5% (55mm), 3.0% (66mm), 4.0% (88mm), 5.0% (110mm)로 결정하였다. 횡하중 가력시 초기에 실험체의 급작스런 파괴 를 방지하기 위하여 처음부터 1.0%까지는 0.25%씩 변위를 증가시켰고, 1.0% 이후부터는 0.5%씩, 3.0%부터는 1.0%씩 증가시키면서 수렴성을 증가 시키고 동일변위의 제어하중을 Fig. 7과 같이 2회씩 반복 재하하며 실험체의 최대 수평변위 를 확인하였다.

Fig 6.

Reinforced circular pier by Helical Bar

Fig 7.

Load case by Drift Ratio

3.1. 하중단계별 파괴거동

모든 실험에서 같은 환경조건을 유지하였으며, 진행하는 동안 실험체의 관찰면은 위험단면을 중점으로, 기초-기둥 접 합부로부터 100mm마다 상부 방향으로 구분하여 관찰하였 다. 실험체는 모두 소성힌지 구간에서 주로 파괴되었으며 전 형적인 휨-전단파괴 양상을 나타냈다. 보강의 유무와 각 실 험변수에 따라 최종파괴 정도 및 크기는 차이가 있었으나, 일반적으로 실험시작 후 초기에는 균열이 전체 구간에 고루 분포하는 경향을 보이다가 후반부에는 균열이 급격히 소성 힌지 구간에 집중되면서 콘크리트 피복의 탈락과 심부 콘크 리트의 탈락까지 이어졌다. 보강을 실시한 원형기둥 실험체 의 경우 실험 중반까지 보강재의 영향을 받아 기둥부재의 횡 구속력 증가로 인한 강성증가를 보였으며, 이는 극한변위 증 가와 횡변위 감소를 통해 확인할 수 있었다.

아래는 실험체별 거동 특성을 요약하였다.

CN-0-0 : 무보강 실험체로 최대 횡하중 109.6kN까지 휨 거동을 보이다가 Drift Level 2.5% 이후 소성힌지구간인 기 초접합부로부터 500mm 높이의 원형기둥부에서 콘크리트 피 복이 약 70% 이상 실험체로부터 탈락하며 주철근이 노출되 어 가력방향과 동일한 방향으로 심하게 좌굴하기 시작하였 다. 즉 콘크리트의 소실로 횡하중에 대한 저항성을 일부 상 실하였고 단지 축방향 주철근의 항복과 심부 콘크리트만이 저항하였다. Drift Level 3.0% 이후 축방향 주철근 안쪽의 심부구속 콘크리트마저 극심한 균열로 인해 파괴가 발생하 며 급격히 횡하중에 대한 저항능력이 낮아졌다. 많은 양의 심부 콘크리트 손실이 발생한 이 후부터 축방향 주철근이 콘 크리트와 부착성능이 떨어지게 되어 Slip 현상이 발생하였 고, 기초접합부로부터 200mm 높이 구간인 소성힌지 구간에 서 극심한 주철근의 좌굴을 보였다.

CR-6-100 : 보강재인 Helical Bar의 직경 6mm를 사용하 여 기초접합부로부터 500mm 높이까지 위험단면을 나선형태 로 보강한 실험체이다. 보강된 나선간격은 100mm이다. 실험 중 실험체가 받은 최대 횡하중은 105.2kN으로 Drift Level 3.0% 이후 최초로 Helical Bar가 횡하중에 의해 절단이 되 고 이후 다발적으로 보강재의 절단이 나타났다. 보강재로서 의 횡방향 구속력 손실로 인하여 이후 무보강 실험체와 마찬 가지로 급격한 성능저하를 보였다. 본 실험조건에서는 무보 강 실험체에 비해 높은 횡하중 저항성능을 확보하기 위해서 는 6mm 직경의 Helical Bar 단면력은 약한 것으로 나타났다. CR-8-100 : Helical Bar의 직경 8mm를 사용하여 나선간 격 100mm로 기둥의 위험단면 500mm까지 보강한 실험체이 다. 실험 중 실험체가 받은 최대 횡하중은 130.9kN이다. Drift Level 3.0% 이후 최초로 보강재인 Helical Bar가 횡하중에 의해 절단이 되었지만 6mm 직경의 보강재와 달리 추가로 다른 곳에서의 절단이 발생하지는 않았다. 나선형으로 보강 한 탓에 한 구간에서 보강재가 절단되더라도 전체 보강효과 에 극심한 피해를 주지는 않는 것으로 판단된다. 따라서 나 머지 구간에서는 보강재의 콘크리트 구속 효과로 인해 콘크 리트 피복이 균열로 인한 탈락현상이 적게 나타났으며 이로 인한 횡방향 저항력 손실 없이 실험종료까지 고른 횡하중에 대한 에너지 흡수능력을 보여주었다. Drift Level 3.0%, 변 위 60mm구간부터 횡하중의 강도감소가 보이지만 급격하지 않으며 완만하게 감소되는 것을 알 수 있다.

CR-10-100 : Helical Bar의 직경 10mm를 사용하여 나선 간격 100mm로 기둥의 위험단면 500mm까지 보강한 실험체 이다. 비교적 보강성능이 크게 요구될 때 사용하는 보강재로 높은 단면력 때문에 시공이 어렵고 비용이 상승하는 단점이 있다. 실험 중 실험체가 받은 최대 횡하중은 123.1kN이다. Drift Level 4.0% 이상에서 높은 에너지 흡수율을 보여주고 있다. 그러나 기존의 부재성능에 비해 너무 큰 단면력을 가 진 보강재를 사용하여 높은 횡방향 구속력에 의해 CR-8-100 의 경우보다 더 낮은 Drift Level에서 주철근이 절단되었다. CR-8-80 : Helical Bar의 직경 8mm를 사용하여 나선간격 을 기존의 100mm에서 20%감소시킨 80mm간격으로 보강하 였다. 가장 일반적이고 효과적인 8mm단면의 Helical Bar를 응력 편재비를 줄일 수 있도록 보강간격을 줄였다. 실험체가 받은 최대 횡하중은 122.2kN이며 Drift Level 1.5% (변위 33mm)에서 최대 횡하중을 받은 이후 항복을 시작하여 실험 종료시까지 매우 높은 에너지 흡수율을 보여주고 있다.

CR-8-100-A : CR-8-100 실험체와 같은 Helical Bar와 보 강간격을 갖지만 보강의 위치가 다르다. 기존의 콘크리트 피 복을 위험단면인 기초접합부로부터 500mm 높이 구간을 모 두 제거한 후 보강재인 Helical Bar를 이용하여 직접 축방향 주철근에 나선형으로 보강을 실시하였다. 이 후 고성능 재료 인 고강도 그라우트 (Grout)재를 사용하여 새로운 콘크리트 피복을 생성하였다. 실제 오래된 교각에 적용할 경우 Helical Bar를 통한 보강성능 뿐만 아니라 콘크리트 자체의 강도증 진의 효과도 있을 것으로 사료된다. 최대 횡하중은 134.1kN 으로 나타났으며 파괴거동시 나타나는 균열이 다른 실험체 에 비해 적게 나타나고 가력한 하중단계에서 한 단계 이상씩 지연되는 것으로 나타났다. 주로 소성힌지 구간에서 집중적 으로 발생하는 것을 확인하였다. 이는 직접적인 내부 보강과 고강도화 된 콘크리트 피복의 향상된 강성과 강도로 인해 연 성파괴로 유도하는 것으로 판단된다.

CN-0-0과 CR-6-100에서 주철근의 절단 현상은 나타나지 않았다. 횡방향 구속력이 낮아 소성변형 발생시 콘크리트와 철근이 일체거동하지 못하고 미끄러지는 Slip현상이 발생하 였다. 직경 8mm부터는 횡방향 구속력이 작용한다고 판단된 다. CN-0-0을 제외한 모든 보강된 실험체 중 Helical Bar 직 경 10mm를 사용한 CR-10-100만이 Helical Bar단면 절단이 일어나지 않았다. 직경이 10mm인 보강재를 사용할 경우 실 험체가 파괴에 이를 때, 축방향 주철근이 기둥 내부에서 절 단이 될 때까지도 형상을 유지하였으며 외부의 파괴정도에 비해 갑작스런 주철근의 파괴가 나타났다. 이러한 주철근의 파괴는 다른 실험체에 비해 빠른 하중단계인 Drift Level 4.0%에서 나타났으며, 이는 보강재로인한 횡구속력이 증가 하면서 구속된 콘크리트의 강도발현이 향상되어 연성거동을 유도하지 못하고 취성파괴에 이른 것으로 판단된다. Table 6 은 각 실험체의 가력주기별 특성 결과를 나타낸 것이다.

3.2. 하중-변위 포락선

실험을 통하여 얻은 하중-변위 곡선에서 변위별 최대 횡하 중점을 도출하여 포락선을 작성하였다. 종축의 횡하중과 횡 축의 변위로 이루어진 포락선에서 그래프 아래의 x축과 이 루는 면적을 지진 발생시 외부 에너지를 흡수할 수 있는 구 조물의 연성능력으로 보고 있다.

무보강의 실험체 CN-0-0를 기본으로 비교하면 Drift Level 2.5 (%) (55mm)부터 성능이 급격히 저하됨을 알 수 있다. 보강된 모든 실험체들은 정도의 차이를 보이지만 전반적으 로 이 구간 이 후 확연하게 보강성능의 향상을 보여주고 있 다. Fig. 9는 하나의 좌표상에 표시한 전체 실험체의 하중-변 위 포락선이다. 보강간격을 모두 100mm로 하고 단면적의 크기 (보강재료의 직경)를 변수로 하였을 때 얻은 하중-변위 포락선에서 8mm 직경의 단면적을 갖는 보강재의 성능이 가 장 우수하게 나타났다.

Fig 8.

Experimental setup for cyclic loading test

Fig 9.

Lateral load-Displacement envelope of all specimens

가장 성능이 좋은 8mm 직경의 보강재를 보강간격의 차이 를 두어 실험한 포락선에서는 보강간격을 줄여 내력편재를 배제하는 것이 강성과 연성을 모두 향상시키는 것으로 나타 났다. 또한, CR-8-100-A와 같이 콘크리트 피복을 고강도로 치환한 경우 유사한 실험체인 CR-8-100 보다 향상된 연성능 력을 확인할 수 있었다.

Fig. 10은 각각 실험체의 횡하중-변위 이력곡선을 나타내었다.

Fig 10.

Lateral load-Displacement curve of specimens

3.3 변위 연성도

변위 연성도는 비교적 간단하게 계산이 가능하기 때문에 내진설계 분야에서 널리 이용되고 있다. 본 연구에서 사용한 변위 연성도 평가에 사용된 식은 다음과 같다.

∆_m : 최대응답변위 (극한변위)

∆_y : 항복변위

본 연구에서 적용한 항복변위는 하중-변위곡선 최대내력의 75%에 해당하는 변위점을 이은 직선이 최대내력점에 도달 하였을 때의 수평변위를 항복변위로 정의하였다. 또한, 극한 변위는 구조물의 수평횡하중이 최대횡하중에 비해 20% 저 하되었을 때의 변위를 택하는 방법을 극한변위로 정의하였다. 한편, 도로교 설계기준의 철근콘크리트 기둥의 연성도 내진 설계에 따르면 원형단면 기둥의 소요 변위연성도의 최대값 은 다음과 같이 규정하고 있다.

여기서, h는 단면 최대 두께이고, L_s 는 기둥 형상비의 기 준이 되는 기둥 길이를 의미한다.

각각의 보강된 실험체는 연성도 평가로부터 연성능력이 최소 22.5%에서 최대 84.7%까지 증가한 것을 확인 하였으 며 이는 CR-6-100 실험체를 제외한 모든 보강된 실험체에서 도로교 설계기준의 소요 변위연성도 최대값인 5.0을 상회하 는 것으로 타나났다. Helical Bar를 이용한 보강 실험체는 무 보강 실험체에 비해 극한변위가 커지는 양상을 보인다. 이는 보강재가 극한강도 이후에도 충분히 내력을 유지하고 콘크 리트를 구속함으로서 연성능력을 향상시키는 것으로 판단된 다. Table 7은 실험체별 항복변위와 극한변위, 변위 연성도 를 나타낸다. 그래프로 표시한 Fig. 11의 변위 연성도를 보 면 CR-8-100과 CR-10-100의 실험체에서 큰 차이가 없음을 확인할 수 있다. 직경의 크기, 즉 단면력의 증가가 연성능력 향상에 직접적인 영향을 주지 못하는 것을 알 수 있다.

Fig 11.

Graph of entire ductility

3.4. 누적소산 에너지

지진발생시 외력으로부터 대응할 수 있는 구조물의 성능 은 내진실험에 의한 변위이력을 기반으로 이 때 하중으로부 터 실제로 흡수 및 소산되는 에너지를 계산하여 구조물의 안 전성 여부를 검토할 수 있다. 따라서 에너지 소산능력을 분 석하기 위하여 하중-변위 곡선의 내부면적을 계산하여 평가 하였다.

보강 유무에 따른 에너지 흡수량의 차이가 분명하였다. 특 히, 무보강 실험체가 파괴되기 시작한 Drift Level 2.5 (%)부 터 각 실험체마다 보강형태에 따른 각각의 에너지 소산능력 의 특성이 잘 나타나고 있다. 축적되어진 에너지의 값이 클 수록 지진과 같은 반복되는 과도한 외력으로부터 구조물이 저항할 수 있는 역량이 크다는 것을 의미한다. Fig. 13에서 와 같이 CR-8-100-A 실험체가 가장 우수한 성능을 보이며, 특히 CR-8-80과 함께 지속적으로 선형적인 에너지 소산능력 을 보여준다. 보강 형태에 따라서 최소 1.67배에서 최대 2.42 배에 이르기까지 에너지 소산능력의 향상을 확인하였다.

Fig 12.

Concept of dissipation energy by hysteresis behavior

Fig 13.

Comparison of the cumulative dissipation energy

3.5 등가점성 감쇠비

실험으로 얻어진 이력곡선으로부터 에너지 소산능력의 특 징을 이용하여 감쇠를 비교하였다. 각 실험체에 입력된 횡하 중으로부터 얻은 횡하중-변위 이력곡선에서 횡하중의 가력주 기당 흡수되는 에너지를 나타내는 면적이 Fig. 11의 A_h 와 같다고 보았을 때, 등가점성 감쇠비는 다음의 식 (4)로 추정 할 수 있다.

Fig 14.

Cumulative dissipation energy of specimens

횡하중-변위 이력곡선에서 가력하는 횡하중의 반복횟수가 증가할수록 타원의 크기가 커지는 것을 알 수 있다. 대부분 의 보강된 실험체는 Drift Level 2.0%에서 최대 횡하중을 나 타낸 후 가력되어지는 하중의 크기가 점점 작아지고 있으나 등가점성 감쇠비는 여전히 조금씩 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 모든 보강된 실험체의 감쇠비가 초기 약 6%로부터 최대 22%까지 증가하는 것을 볼 수 있다. Drift Level 2.0% 이후 연성파괴가 발생하는 구간부터 실험이 종료되거나 실 험체가 파괴되는 과정동안 지속적으로 실험체의 소산에너지 가 증가함에 따라 감쇠비도 점진적으로 계속 증가하는 것을 확인하였다. 각 실험체의 횡하중 가력주기별 감쇠비를 Fig. 15에 나타내었다.

Fig 15.

Comparison of Equivalent viscous damping ratio

3.6. 횡하중 보강성능 비교

CN-0-0 : 무보강 실험체로 Drift Level 2.5 (%), 변위제어 54.5975mm에서 파괴가 되었다. 횡방향 구속력의 부족으로 주철근은 절단되지 않고 콘크리트와 Slip현상이 발생하여 주 철근으로서의 기능을 상실하였으며, 위험단면구간에서 콘트 리트 피복의 80% 이상 탈락 및 심부 콘크리트의 파괴로 인 한 소실이 발생하였다.

CR-6-100 : 무보강 실험체에 비해 소정의 연성능력과 에 너지 소산능력이 증가하였으나 Drift Level 3.0 (%) 이후 보 강재인 Helical Bar의 절단이 발생하여 횡방향 구속력 부족 으로 주철근의 미끄러짐 현상과 이에 따른 심부 콘트리트의 인장파괴로 인한 내부 콘크리트 탈락으로 축방향 주철근만 이 횡하중에 대한 저항을 부담하여 급격히 기둥부의 연성능 력이 감소되었다.

CR-8-100 : Drift Level 3.0 (%) 이후 Helical Bar의 절단 이 발생되었으나 Drift Level 5.0 (%)에서 주철근의 절단이 발생하였다. Helical Bar의 직경크기가 8mm부터 횡방향에 대한 보강성능이 실험체의 파괴까지 이어지는 것으로 판단된 다. 본 실험체는 무보강 실험체에 비해 변위 연성도는 44.38% 증가, 에너지 소산능력은 84.62% 증가하였다.

CR-10-100 : 직경이 커지면서 Helical Bar의 단면력의 증 가로 절단이 발생되지 않아 Drift Level 4.0 (%)에서 다른 실험체보다 빠른 하중단계에서 주철근이 절단되었다. 이는 보강재의 단면력이 과대해짐으로서 다른 실험체에 비해 취 성파괴를 유도하였다. 같은 보강간격의 CR-8-100에 비해 연 성도 0.19% 증가, 에너지 소산능력 7.66% 증가로 현저하게 큰 차이는 없다.

CR-8-80 : 동일한 직경을 사용한 CR-8-100보다 보강간격 20%를 줄인 결과 연성도 22.78% 증가, 에너지 흡수능력 20.56% 증가 하였다. 보강재 직경크기 10mm의 CR-10-100 보다 연성도 22.54%, 에너지 소산능력 11.99% 증가하였다. 같은 직경크기의 보강재를 사용한 CR-8-100 실험체의 성능 과 비교하였을때, 보강재의 단면력을 늘리는 것보다 보강간 격을 줄이는 것이 더 효과적이라고 판단된다.

CR-8-100-A : 가장 큰 효과를 보였다. 무보강에 비해 변 위 연성도 84.66%, 에너지 소산능력 142.43% 증가를 나타 냈다. 같은 직경의 Helical Bar와 같은 보강간격을 가지는 CR-8-100에 비해 변위 연성도 27.89%, 에너지 소산능력 31.32% 증가하였다. 이것은 보강재의 보강위치가 내부에 위 치함에 따라 축방향 주철근 내부의 심부콘크리트와 주철근 을 직접적으로 구속시키는 효과가 있는 것으로 판단된다. 또 한 고강도 그라우트로 피복을 재생성하면서 강도의 향상이 반영된 것으로 판단된다.