Journal Search Engine

to

Search Advanced Search Adode Reader(link)
Download PDF Export Citation Korean Bibliography
ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.28 No.6 pp.345-353
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2024.28.6.345

Experimental and Analytical Investigation of Structural Performance of Thermal Breaks for Parapets

Hyoseo An1), Gayoon Lee2), Youngjong Yoo3), Sanghee An4), Hyunggeun Kim5), Kihak Lee6)*
1)Researcher, Deep Learning Architecture Research Center, Department of Architectural Engineering, Sejong University
2)Postdoctoral Researcher, Deep Learning Architecture Research Center, Department of Architectural Engineering, Sejong University
3)Laboratory Chief, Jeong Yang SG Co., Ltd.
4)Responsible Researcher, Jeong Yang SG Co., Ltd.
5)Chief Excutive Officer, Thepick R&D Co., Ltd.
6)Professor, Deep Learning Architecture Research Center, Department of Architectural Engineering, Sejong University
*Corresponding author: Lee, Kihak E-mail: kihaklee@sejong.ac.kr
August 2, 2024 October 8, 2024 October 8, 2024

Abstract


In conventional construction practices, roof-parapet junction structures inevitably disrupt the insulation installation's continuity, leading to energy loss and thermal bridging. To address this issue, parapet thermal breaks were installed to interrupt the heat flow between the roof and the parapet, effectively preventing thermal bridging and energy loss and thereby reducing overall energy loss in buildings. This study equipped three experimental specimens with the developed parapet thermal breaks to verify their structural performance. These specimens were subjected to unidirectional loading under displacement-controlled conditions. The structural performance of these insulation structures was evaluated by comparing and analyzing the test results with corresponding analytical studies conducted using a finite element analysis program. In addition, five analytical models with varying parameters of the parapet thermal breaks were developed and compared against the baseline model. Consequently, the most efficient shape of the parapet thermal break was determined.


Roof-parapet , Parepet thermal break , Thermal bridging , Unidirectional loading , Finite element analysis program

외단열 파라펫용 열교차단 단열구조체의 구조실험과 해석

안효서1), 이가윤2), 유영종3), 안상희4), 김형근5), 이기학6)*
1)세종대학교 건축공학과 딥러닝건축연구소 연구원
2)세종대학교 건축공학과 딥러닝건축연구소 박사후연구원
3)(주)정양SG 연구소장
4)(주)정양SG 책임연구원
5)(주)더픽알앤디 대표이사
6)세종대학교 건축공학과 딥러닝건축연구소 교수

초록

    1. 서 론

    1.1 열교차단 단열구조체의 연구 개요

    전세계적으로 건물에서 발생하는 에너지 소비를 줄이고자 단열성능을 지속적으로 강화하고 있으며 이와 관련한 제도 또한 지속적으로 강화되고 있다 (Lee et al.[1]).

    국내의 경우, 2020년에 발표된 2050 탄소중립 달성을 위해 정부는 여러 법안을 제정 및 개정하고 있다. 2021년에 탄소중립･녹색성장 기본법[2]을 제정하여 환경부에 종합정보관리체계를 구축하였고 기후위기를 보다 정확하게 감시, 예측하고자 기상정보관리체계와 기후위기적응정보관리체계를 운영하고 있다. 또한, 2021년 녹색건축물조성 지원법[3]을 개정하여 건축물을 건축하는 경우에 거실의 외벽, 반자 또는 지붕에 단열조치를 하여 열손실의 방지 등 에너지 이용에 합리적인 조치를 취하도록 법적 기준을 강화하였고 2022년 제로에너지건축 인증 의무화 대상인 공공건축물 연면적을 절반으로 감축시키는 등, 지속적으로 법규를 강화하고 있다.

    국내 주거용 건물은 이를 구성하는 부재들 간에 교차부에서 열교현상이 발생함에 따라 부재와 부재가 접합되는 부위에 결로와 에너지손실을 발생시키며 건물의 단열성능을 저하시킴과 동시에 사용자의 쾌적성에 영향을 미친 다(Jin et al.[4]). 이를 해결하기 위해 Schöck[5]는 열교차단장치를 개발하고 이를 파라펫, 발코니, 슬래브 등 여러 부재에 적용시켰다. 그 밖에 벽체와 슬래브 등에서 발생하는 열교를 방지하기 위한 선행연구로 (Kim et al.[6]) 등 구조･열해석 연구[7-10] 등이 있다.

    본 연구에서는 구조체 형상으로 발생하는 열교로 건물의 단열성능 저하 및 결로가 유발되는 문제점을 해결하기 위해 Fig. 1(a)와 같이 열교가 발생하는 다양한 부위 중 파라펫 콘크리트 구조체 내부에 열교차단 단열구조체를 설치하였다. 해당 공법은 인장철근과 전단철근이 별도로 구성되거나 단열재를 관통하는 형태로 구성된 기존의 열교차단 단열구조체의 형상과 달리 압축 및 전단철근을 일체화하여 제작되었다. 이에 따라 Fig. 1(b)와 같이 파라펫과 지붕슬래브가 접하는 부위에서 단열이 끊기는 현상을 해결하고 단열을 연속시켜 위와 같은 문제를 해결함으로써 건축물 외피 단열성능의 극대화로 건물 탄소배출량 저감에 기여하고자 본 연구를 수행하였다. 따라서, 이에 대한 구조적 성능을 검토하기 위해 총 3개의 실험체를 제작하여 구조성능실 험을 수행하였으며 유한요소해석을 통해 실험결과와 비교 및 분석하여 구조적 성능을 평가하였다.

    2. 실험 계획

    2.1 실험체 구성

    본 실험은 열교차단 단열구조체를 설치하였을 때의 구조적 거동을 확인하기 위해 계획되었으며 열교차단 단열구조체의 개수와 제품 외측면의 6 mm 두께의 CRC보드(Cellulose fiber Reinforced Cement Board, 이하 CRC보드)의 유무를 변수로 두어 구조성능의 변화를 확인하고자 하였다. 이에 총 3개의 실험체가 구성되었고 이를 Table 1에 상세히 나타내었다. 각각의 실험체 명칭은 LBN-EXT-PRP-H1(H2)-W150으로 명명하였으며 CRC보드의 유무에 따라 w CRC 또는 w/o CRC로 표기하였다. 여기서 LBN(load bearing insulation)은 제품 특성을, EXT는 외단열을 의미하고 PRP는 파라펫을 의미하며 H1-3set는 Fig. 2(a), (d)와 같이 철근부재 1개로 구성된 제품이 시험체 내에 총 3세트 구성된 것을, H2-2set는 Fig. 2(b), (c), (e)와 같이 철근부재 2개로 구성된 제품이 시험체 내에 총 2세트 구성된 것을 의미한다. 여기서 세트로 구성된 철근은 스테인리스강과 flass butt 용접하여 제작되었다.

    또한, W150은 파라펫 두께인 150 mm를 의미한다. 실험체는 열교차단 단열구조체를 기준으로 하부는 200 mm 두께의 벽체, 상부는 150 mm 두께의 파라펫으로 이루어져 있으며 하부 벽체는 D13@150 수평, 수직 주근을 배근하였고 상부 파라펫은 수평 주근 D10@-300, 수직 주근 D10@200으로 배근하였다. Fig. 2(d), (f)는 H1-3set의 모습과 상세를, Fig. 2(e), (g)는 H2-2set와 상세를 나타낸다.

    2.2 재료 실험

    본 연구에 사용된 실험체의 콘크리트 강도를 KS F 2405, 2022[11] 표준을 따라 ∅100×200 mm 크기로 콘크리트 공시체를 제작하여 측정하였고 평균 27 MPa로 나타났다. 실험체 내의 배근된 SD400 등급의 D10, D13 철근과 제품을 구성하는 SD500 등급의 D13 철근의 인장강도는 KS B 0802, 2023[12] 표준 실험에 따라 측정하였으며 각각 450 MPa, 550 MPa의 항복강도가 측정되었다. 또한, 스테인리스 강의 경우, 항복강도 500 MPa, 탄성계수 200 GPa이 측정되었으며 단열재는 압축강도 0.27 MPa, 탄성계수 8 MPa로 측정되었다.

    2.3 가력 및 계측 계획

    실험진행을 위해 실험체의 하부 벽체는 강체로 고정하였고 고정부에서 1690 mm 떨어진 지점에 횡방향으로 0.10 mm/s의 속도로 변위제어 방식으로 가력하여 실험을 진행하였다. LVDT(linear variable displacement transducer, 이하 LVDT)는 실험체 상단 가력 반대방향에 1개 설치하여 변위를 측정하였다(Fig. 3 참고).

    3. 실험 결과

    3.1 LBN-EXT-PRP-H1-W150 실험 결과

    본 절에서는 구조용 열교차단 단열구조체를 H1-3set 적용한 실험체에 대한 실험 결과를 분석하였다. 1차 최대내력에 도달하기까지 하단 고정부를 제외한 상부 가력부 열교차단 단열구조체 주위에 초기 휨 균열의 폭과 길이가 증가하기 시작하였고 1차 최대내력 발생 지점인 29.51 mm 직후 압축부의 CRC보드가 파단되며 하중이 일시적으로 감소하였다. 이후 제품에 구성된 철근부재가 외력에 저항하며 하중이 증가함으로써 2차 최대내력으로 11.06 kN 을 최대 내력으로 판단하였고 이 때 99.41 mm의 변위가 발생하였다. 이후 하중이 102.02 mm까지 재차 증가함에 따라 가력부 중앙으로 균열이 전이되었고 더 이상 하중이 증가하지 않아 실험을 종료하였다(Fig. 4(a), Fig. 5(a) 참고).

    3.2 LBN-EXT-PRP-H2-W150 실험 결과

    본 절에서는 구조용 열교차단 단열구조체를 H2-2set 적용시킨 실험체에 대한 실험 결과를 분석하였다. 3.1절 H1-3set 적용 실험체에 비해 최대내력과 초기하중이 높게 나타났다. 이는 제품을 이루는 구조보강근의 개수가 3개에서 4개로 증가함에 따라 초기 하중저항능력이 증가한 것으로 판단된다. 하중이 증가함에 따라 가력부 열교차단 단열구조체와 파라펫 연결부 주변의 휨균열 폭과 길이가 증가하였다. 내력 13.60 kN에서 28.31 mm의 변위가 발생할 때까지 하중이 지속적으로 증가하였고 변위 28.31 mm 발생 직후 압축부에 위치한 CRC보드가 파단되며 하중이 일시적으로 감소하였다. 해당 실험체의 최대내력과 이에 대한 변위는 각각 14.45 kN에서 112.59 mm로 측정되었다. 이후 하중 14.42 kN에서 154. 89mm의 변위가 발생할 때까지 실험을 진행하였고 더 이상 하중이 증가하지 않아 실험을 종료하였다(Fig. 4 (b), Fig. 5(b) 참고).

    3.3 LBN-EXT-PRP-H2-W150(w/o CRC) 실험 결과

    본 절에서는 3.2절의 실험과 동일하게 H2-2set로 제품을 구성하고 열교차단 단열구조체의 연성거동을 확인하기 위해 압축부에 부착된 CRC보드를 제거하고 실험을 수행하였다. 해당 실험체 또한 3.1절 H1-3set 적용 실험체에 비해 최대내력이 높게 나타났다. 이는 제품에 구성된 구조보강근의 개수가 3개에서 4개로 증가함에 따라 하중저항능력이 증가한 것으로 판단된다. 반면 초기 강성은 3.1절과 3.2절에 언급한 실험체에 비해 감소한 양상을 보였다. 초기 강성은 Kim et al.[13]를 따라 원점에서 최대모멘트의 75%가 되는 점까지 직선을 연장하여 산정하였다. 하중이 증가함에 따라가력부 열교 차단 단열구조체와 파라펫 연결부 주위에 휨균열이 발생하였고 하중에 저항 하며 변위가 증가할 때 하중이 감소하는 구간이 없이 실험 종료시까지 지속적으로 증가하는 연성적인 거동을 보였다. 해당 실험체의 최대내력은 13.32 kN, 이에 대한 변위는 152.52 mm로 측정되었다. 이후 더 이상 하중이 증가하지 않아 구조적인 거동을 하지 못한다고 판단하여 실험을 종료하였다 (Fig. 4(c), Fig. 5(c) 참고).

    3.4 설계휨강도와 실험휨강도 비교, 분석

    실험체명 중 중복되는 부분인 LBN-EXT-PRP를 생략하여 실험체 명칭을 간략화하여 설명하였다. 식 (1)은 실험체별 설계휨강도를 측정하기 위한 식으로 이를 통해 계산된 설계휨강도와 실험휨강도를 비교하였다. H1-W150 은 실험에서 16.37 kN･m로 9.23 kN･m 설계휨강도 대비 177.4%의 성능을 확보하였다. H2-W150은 실험에서 21.39 kN･m로 나타나 12.30 kN･m 의 설계휨강도와 대비하였을 때 173.9%의 성능을 보였다. H2-W150(w/o CRC)는 실험휨강도 19.71 kN･m로 160.2%의 성능을 보였다. 이에, 실험체 모두 설계휨강도 이상으로 성능을 발휘한 것을 확인하였다(Fig. 6 참고). 실험휨강도는 상부 파라펫의 가력지점으로부터 하단까지의 거리인 1.48 m 를 실험강도값에 곱하여 산출하였다.

    최대내력은 H2-W150가 H1-W50에 비해 30.7% 증가하는 양상을 보였으며 H1-W150에 비해 H2-W150(w/o CRC)가 약 20.4% 증가하는 양상을 띠었다. 이는 실험체를 구성하는 구조보강근의 개수가 증가함에 따라 최대내력의 증감이 발생하는 것으로 판단되었다.

    ϕ M n = ϕ × n × A s × F y × j d
    (1)

    ϕ= 강도감소계수, n= 스테인리스강 개수, As = 스테인리스강의 단면적, Fy= 스테인리스강 항복강도, jd= 스테인리스강 중심간 거리

    실험체 별 초기강성의 경우 H2-W150가 702.82 kN/m로 가장 높게 나타났으며 H1-150에 비해 12.6% 높았고 CRC보드를 한 면 제거한 H2-W150(w/o CRC)에 비해 64.0% 높게 나타났다(Table 2 참고).

    3.5 설계풍하중 요구값에서의 변위 검토

    식 (2)는 실험체의 탄성거동과 기능수행을 목표로 수평변위 사용성을 검증하였다. 500년 재현기간의 풍속을 적용하였고 풍하중의 긴 작용기간과 저사이클 피로파괴 등을 고려하여 (KDS 41 17 00, 2022.[14])에 따라 설계 휨강도를 계산하였다. 이를 통해 얻어진 3.277 kN･m에서의 실험체의 변위를 NBC(The National Building Code of Canada, 2015), UBC(Uniform Building Code), BOCA(Building Officials and Code Administrators International), ACI-ASCE Committee 442, Euro Code(CENEC 3/1)[15-19]를 참고하여 H/500(1690/500)에 해당하는 3.38 mm와 비교하였다. Fig. 7과 Table 2과 같이 LBN-EXT-PRP-H1-W150 실험체는 3.04 mm, LBN-EXT-PRP-H2-W150 실험체는 3.33 mm로 도출되어 모두 기준값 아래로 해당 성능을 만족하는 결과를 나타내었다.

    M u = F p × h 2 2
    (2)

    Mu = 설계휨강도, Fp= 등가정적하중 최대값, h= 파라펫 최하단으로부터 가력지점까지의 거리

    4. 해석 결과

    4.1 재료 특성 및 모델링 프로세스

    유한요소해석 모델에는 Von Mises & William 모델의 파괴 기준을 적용하여 LS-DYNA를 통한 실험체의 구조성능 시뮬레이션 분석을 수행하였다. 콘크리트 손상 모델인(*MAT072R3, K&C모델)과 Winfrith 콘크리트 모델인(*MAT084, Winfrith concrete model), CDPM(*MAT_ CONCRETE_DAMAGE_PLASTIC_MODEL) 해석모델을 적용하여 거동을 분석하고 이를 실험결과와 비교하고 검증하여 해석모델의 신뢰성을 확보하고자 하였다([20], An et al.[21]).

    콘크리트로 구성된 부재는 3개의 모델 중 구속효과를 반영할 수 있고 가장 많이 활용되고 있는 Winfrith 모델을 본 연구에서 적용하였으며 철근은 (*MAT_PLASTIC_KINEMATIC_(003))을, 강체(rigid)로 구성된 가력부는 (*MAT_RIGID_(020))을 적용하였다. 적용된 상세 물성치는 Table 3에 나타내었으며 콘크리트와 CRC보드의 인장강도는 ACI 318[22] 을 따라 계산되었다. 해석 모델링은 시간적 효율을 위해 변형과 응력이 집중되는 연결부는 메쉬 크기를 10 mm로 설정하였고 가력부분과 변형이나 응력의 집중으로부터 벗어난 곳은 25 mm 간격으로 메쉬를 구성하였다. Contact option의 Automatic_Surface_to_Surface Contact 기능을 활용하여 가력부분과 상부 파라펫을 상호접촉시켰으며 콘크리트 내의 매립된 철근은 Constrained option의 Constrained_Lagrange_in_Solid 기능을 통해 묘사하였다. 또한, 실험에서 하부 벽체를 고정시켜 실험하였기에 해석모델에서도 마찬가지로 이를 고정단으로 하여 횡방향 단조가력하였다(Fig. 8 참고).

    4.2 실험과 해석에서의 결과 비교 및 분석

    4.2.1 LBN-EXT-PRP-H1-W150 실험 vs. 해석

    본 절에서는 H1-3set 적용 실험체의 실험결과와 해석결과를 비교, 분석 하였다. 실험에서 최대내력 13.09 kN에서 152.52 mm의 변위가 측정되었고 해석에서 12.80 kN에서 144.01 mm의 변위가 발생하였고 최대내력에서의 오차는 22.05%, 해당 시점에서의 변위의 오차율은 16.30%로 나타났다(Table 4, Fig. 9(a) 참고). 해석프로그램 내에서 CRC보드와 상부 파라펫, 하부 벽체는 접촉 옵션 내의 표면 대 표면 자동 접촉 기능으로 완전히 부착되어 거동하였기에 다음과 같은 오차가 발생하였다고 판단된다. 또한 하중이 점진적으로 증가함에 따라 상부 파라펫과 열교차단 단열구조체 접합부 주위에 발생한 초기 균열이 점차 상단으로 그 범위가 확산되었고 해석프로그램 내의 소성변형률 분포(Elastic plastic strain value, 이하 EPS)에서도 유사한 양상을 띠었다(Fig. 10(a) 참고).

    4.2.2 LBN-EXT-PRP-H2-W150 실험 vs. 해석

    본 절에서는 H2-2set를 적용시킨 실험체와 해석 모델링을 비교, 분석하였다. 실험에서 최대내력 13.09 kN에서 152.52 mm의 변위가 측정되었고 해석에서 12.80 kN에서 144.01 mm의 변위가 발생하였으며 최대내력에서의 오차는 10.71%, 최대내력에서의 변위의 오차율은 2.21%로 도출되었다 (Table 4, Fig. 9(b) 참고). 이와 같은 오차는 실험에서 CRC보드가 높은 하중에서 파단된 것과 달리 해석프로그램 내 CRC보드와 상부 파라펫, 하부 벽체는 완전부착되어 거동하였기에 다음과 같은 오차가 발생하였다고 판단된다(Table 4, Fig. 10(b) 참고).

    4.2.3 LBN-EXT-PRP-H2-W150(w/o CRC) 실험 vs. 해석

    본 절에서는 열교차단 단열구조체의 연성거동을 확인하기 위해 압축부의 CRC보드를 제거한 H2-2set 적용 실험체와 해석 모델링을 비교, 분석하였다. 실험에서 최대내력 13.09 kN에서 152.52 mm의 변위가 측정되었고 해석에서 12.80 kN에서 144.01 mm의 변위가 발생하였고 최대내력에서의 오차율은 3.91%, 해당 시점에서의 변위의 오차는 5.58%로 나타났다 (Table 4, Fig. 9(c) 참고). 실험과 해석에서 하중이 감소하는 지점 없이 모두 연성적인 거동을 보였고 가장 낮은 오차율을 보였다(Table 4, Fig. 10(c) 참고).

    4.3 변수모델 구조성능 비교, 분석

    4.3.1 변수 모델 정의

    본 절에서는 개발한 유한요소 해석모델에 파라펫 열교차단 단열구조체에서 최적의 구조성능을 구현하는 철근 형상을 찾기 위해 Table 5에 나타낸 6가지의 철근 형상을 변수로 하여 최대 내력과, 초기 강성, 변위의 변화를 관찰하였다. Table 6에 대조군과 실험군을 각각 나타내었다. ALT0은 2개의 수직철근 사이에 2개의 수평 보강근이 결합된 형태이며 ALT1은 수직철근 2개로만 이루어져 수평 보강근 또는 대각 철근이 결여된 모델이고 ALT2는 구조 보강근과 연결되는 수평 보강근을 절반으로 감축시킨 모델이다. ALT3은 구조 보강근의 형상을 ‘X’자 형태로 변화시켰으며 ALT4는 2개의 수평 보강근 중앙부에 수직 철근을 추가로 보강하였고 ALT5는 구조 보강근의 수평 보강근의 개수를 3개로 구성한 모델이다.

    V s = A υ × f y × d s ,   V s = 1 6 × λ × f c k × h × d ϕ V n = 5 6 × ϕ × λ × f c k × h × d V s + V c < ϕ V n
    (3)

    Vs = 철근의 전단강도, Aυ = 전단철근의 단면적, fy = 전단철근의 항복강도, d= 부재 유효깊이, s= 전단철근의 간격, Vc= 콘크리트의 전단강도, λ= 경량골재콘크리트 계수, fck= 콘크리트 압축강도, h= 부재 깊이, ϕ= 강도감소계수, Vn = 공칭전단강도

    총 6개의 철근 형상에 대하여 식 (3)을 통해 파라펫과 벽체를 연결하는 데 필요한 구조 보강근에 집중되는 전단력과 모멘트를 계산하여 전단력선도(Shear force diagram, 이하 SFD)와 모멘트선도(Bending moment diagram, 이하 BMD)로 도식화하였다. 철근 하단을 고정하여 횡하중 P가구조 보강근 상단에 작용한다고 가정하였을 때 각 모델은 다음과 같은 응력 분포를 보였다(Fig. 11 참고). 일반적으로 구조 보강근을 수직 보강근에 연결할수록 휨 강도와 전단강도의 저항성능이 향상되었다. 또한 2개 이상의구조 보강근이나 ‘X‘자 형태의 보강근은 보다 효율적으로 휨과 전단에 대해서 하중에 의해 발생하는 힘을 보다 골고루 분배할 수 있음을 보여주었다.

    4.3.2 변수 모델 해석결과

    본 절에서는 기본 모델과 5개의 변수 모델에 대해 분석하였다. 모든 실험체는 하중이 증가함에 따라 열교차단 단열구조체와 상부 파라펫이 연결된 부분에서 응력이 집중되고 이에 따라 소성변형이 발생하였다. 이후 파라펫 상부로 초기균열과 소성변형이 확산되며 연결부위가 완전히 파괴된 것을 확인할 수 있다(Fig. 12참고). ALT1은 6.76 kN에서 55.27 mm의 변위를 기록 하였다. ALT2는 7.51 kN에서 58.44 mm의 변위를 기록하였다. ALT3은 14.9 kN에서 143 mm의 변위가 발생하였고 ALT4는 13.7 kN에서 142 mm의 변위가 발생하였으며 ALT5는 13.0 kN에서 137.0 mm의 변위가 발생하였다(Fig. 13 참고). ALT2가 ALT1에 비해 초기 강성이 낮은 결과는 수평 보강근이 수직 철근을 연결하고 구속하여 휨과 전단에 저항하는 능력이 향상되었다고 판단된다. 이에 ALT0은 ALT1과 ALT2에 비해 수평 보강근 개수가 각각 2개, 1개 증가됨에 따라 초기 강성과 최대 내력이 증가하였다고 판단하였다.

    Table 6에는 앞서 3.5절에서 언급한 풍하중 제한 변위(3.38 mm)에서의 내력을 비교하여 나타내었다. 5개의 대조군과 비교하였을 때 ALT0와 큰 차이를 보이지 않았고 ALT1의 경우 다른 구조에 비해 휨, 전단에 저항하는 능력이 가장 작아 초기 큰 응력에 저항한 후에 가장 먼저 항복하는 것으로 확인 되었다. 또한 초기 강성을 비교하였을 때, ALT3~5는 ALT0과 큰 차이를 보이지 않았다. 또한, ALT5의 경우에, 수평보강근을 1개 더 추가하였을 때 하 중이 0.20 kN 증가하며 큰 하중 증가를 보이지 않았다. 연성적인 측면에서 최대내력에서의 변위는 ALT1과 ALT2를 제외하고 ALT0, ALT3~5는 10 mm 이상의 차이를 보이지 않았고 ALT0 모델이 가장 높은 변위 값을 기록했다. 따라서, ALT1, ALT2에 비해 구조적으로 안정적이면서 제작상 어려움이 있는 ALT3과 ALT4에 비해 제작이 용이하고 최대내력에서의 변위가 가장 높아 연성적인 부분에서도 우수하며, 두께를 증가시켰기에 콘크리트 물량이 증가하여 재료비와 연성적인 측면에서 모두 ALT5 대비 효율적인 ALT0 모델이 파라펫과 벽체 연결부에 적용되는 열교차단 단열구조체 내부에 구성되기 가장 적합한 모델이라고 판단된다(Fig. 13, Fig. 14 참고).

    5. 결 론

    본 연구에서는 열교차단 단열구조체의 구조적 성능을 검증하기 위해 이를 구성한 3개의 실험체에 횡방향 가력하여 실험하였고 이를 유한요소해석 결과와 비교, 분석하였으며 실험과 해석에 대한 결론은 다음과 같다.

    • 1) 총 3개의 실험체에 대해 하중-변위 곡선과 모멘트-변위 곡선을 통해 횡방향 단조가력시 열교차단 단열시스템의 변형 양상과 구조적 성능을 파악하였다. 6 mm 두께의 CRC보드가 구성된 실험체의 경우 압축부의 CRC보드가 파단되며 실험중 하중이 감소하는 양상을 보였으나 압축부 CRC보드를 통해 열교차단 단열구조체가 연성거동함을 확인하였다.

    • 2) 구조 보강근 개수의 증가함에 따라 최대내력이 증가하였고 CRC보드가 구성된 실험체가 그렇지 않은 실험체에 비해 초기강성이 높게 측정되었다.

    • 3) 설계 휨강도를 통해 도출한 총 3개의 실험체의 변위와 풍하중 관련 규준에 따른 허용 변위를 비교, 분석하였다. 그 결과 기준이 되는 H/500의 기준 값을 고려할 때 3.38 mm 변위 값이 계산되며 전 실험체에서 모두 기준에서 요구하고 있는 풍하중 변위 제한값을 만족하였다.

    • 4) 유한요소해석을 통해 비교한 결과, 모든 실험체의 소성변형 양상과 실제 실험체의 파괴양상이 유사하였고 CRC보드의 영향을 고려하였을 때 초기강성, 최대내력, 변위 등을 근접하게 예측하였다고 판단된다.

    • 5) 따라서 실제 실험을 통해 확인한 결과를 통해 단열구조체가 국내 법적 규준을 만족하면서 효과적으로 외력에 저항하는 것을 보였다. 또한 이를 해석프로그램인 LS-DYNA를 통해 검증하였고 실제 실험체에 대한 데이터를 확보한 뒤, 모델의 형상을 소폭 변경하며 실제 실험체인 ALT0 모델이 가장 효율적이고 합리적인 모델인 것으로 입증되었다.

    • 6) 이를 통해, 추후 또 다른 변수해석을 통해 더욱 효율적이고 합리적인 모델을 개발하여 구조적 성능을 예측할 수 있을 것으로 사료된다.

    / 감사의 글 /

    본 연구는 국토교통부 이어달리기 사업(과제번호: RS-2024-00410886)의 지원으로 수행되었습니다. 또한 연구 수행에 있어 도움을 주신 (주)정양 SG에 감사드립니다.

    Figure

    EESK-28-6-345_F1.gif

    Heat flow patterns with and w/o thermal break system

    EESK-28-6-345_F2.gif

    Details of all experiment

    EESK-28-6-345_F3.gif

    Set-up plan and set-up

    EESK-28-6-345_F4.gif

    Load-displacement curves of the three flexural specimens

    EESK-28-6-345_F5.gif

    Fracture patterns of the all specimens

    EESK-28-6-345_F6.gif

    Moment-displacement curves for all specimens

    EESK-28-6-345_F7.gif

    Moment-displacement curves under design wind load

    EESK-28-6-345_F8.gif

    Modeling process in the simulation program

    EESK-28-6-345_F9.gif

    Load-displacement curves between the test and analysis

    EESK-28-6-345_F10.gif

    Damage patterns of the three specimens in the simulation

    EESK-28-6-345_F11.gif

    SFD and BMD for all variable models

    EESK-28-6-345_F12.gif

    Damage patterns for all six variable models

    EESK-28-6-345_F13.gif

    Load-displacement curves for all models

    EESK-28-6-345_F14.gif

    Load comparison under wind displacement limits

    Table

    Details about all specimens

    Comparison of the design vs. experimental bending strength

    Material properties in FEM analysis program

    Comparisons of error rate (%) and evaluation indices between the experiment and analysis

    Variable models varying the number or shape of rebar

    Performance comparison of all variable models

    Reference

    1. Lee HY, Oh MH, Kim YH, Kim HK. Thermal analysis of new type embedded thermal breaker according to insulation heights. J Korean Living Environ Syst. 2015 Jun;22(3):425-432.
    2. Carbon Neutrality and Green Growth Act, Act No. 18470, Sejong, Korea: Ministry of Environment of the Republic of Korea; c2021.
    3. Green Building Creation Support Act Article, Sejong, Korea: Ministry of Land, Infrastructure and Transport (MOLIT); c2021.
    4. Jin SM, An HS, Na GO, Yoo YG, Kim HG, Lee KH. Structural performance test of thermal heat prevention systems with UHPC ribs and precast claddings for apartment buildings. J Korea Concr Inst. 2024 Feb;36(1):3-10.
    5. Schock North America. Preventing heat loss through concrete parapets using structural thermal breaks. Schock North America; c2018. 6 p.
    6. Kim MY, Kim HG, Kim JS, Hong GP. Investigation of thermal and energy performance of the thermal bridge breaker for reinforced concrete residential buildings. Energies. 2022 Apr;15(8):1-11.
    7. Nguyen HC, Lee GY, An HS, An SH, Han SW, Lee KH. Experimental evaluation of a vertical heat bridge insulation system for the structural performance of multi-residential buildings. Structures. 2023 105686;58:1-13.
    8. Kim JY, Lee GY, Yoo YJ, An SH, Lee KH. Experiment and analysis of load-bearing insulations for slabs thermal breaks composed by h-shaped stainless steel and uhpc blocks. J Korean Assoc Spat Struct. 2023 Sep;23(3):35-43.
    9. Nguyen HC, An HS, Tran VH, An SH, Lee KH. Structural test and analyses of UHPC horizontal connection with shear keys for slab-external PC wall. Constr Build Mater. 2024 Mar;419(15):1-21.
    10. Nguyen HC, An HS, Tran VH, An SH, Shin JU, Lee KH. Structural test and FEM analysis of a thermal bridge connection employing the UHPC system for concrete cladding wall. Results in Engineering. 2024 Jun;22:1-19.
    11. Test Method for Compressive Strength of Concrete (KS F 2405), Seoul, Korea: Korea Agency for Technology and Standards(KATS), Korea Standard Association (KSA); c2022
    12. Method for Tensile Test for Metallic Materials, Seoul, Korea: Korea Agency for Technology and Standards (KATS), Korea Standard Association (KSA); c2023.
    13. Kim YJ, Bae JH, Ahn TS, Jang SH. Test of SRC column-to-composite beam connection under gravity loading. J Korean Soc Steel Constr. 2014 Oct;26(5):441-452.
    14. Korean Design Standard 41 20 00 (KDS 14 20 00). Sejong, Korea: Ministry of Land, Infrastructure and Transport (MOLIT); c2022.
    15. ACI-ASCE Committee 442, Specifications for Concrete Buildings, American Concrete Institute; c1986.
    16. International Conference of Building Officials (ICBO), Uniform Building Code; c1997.
    17. Building Officials and Code Administrators International (BOCA), The BOCA National Building Code; c1999.
    18. European Committee for Standardization (CEN), Eurocode 3: Design of Steel Structures-Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings, EN 1993-1-1; c2005.
    19. National Research Council of Canada (NRCC), National Building Code of Canada, NRCC 56190; c2015.
    20. LS-DYNA Keword User’s Manual Volume 2 Material Models, Livemore Software Technology Corporation (LSTC); c2012 Mar.
    21. An HS, Lee GY, Lee SM, Shin DW, Lee KH. In-Plane and Out-of-Plane test and FEM analysis of 3D printing concrete specimens according to stacking direction. J Earthq Eng Soc Korea. 2023 Nov:27(6):321-330.
    22. American Concrete Institute (ACI), Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI-318-21) and Commentary, ACI Committee 318; c2021.
    Journal Abbreviation J. Earthq. Eng. Soc. Korea
    Frequency Bimonthly
    Doi Prefix 10.5000/EESK
    Year of Launching 1997
    Publisher Earthquake Engineering Society of Korea
    Indexed/Tracked/Covered By