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ISSN : 1598-4095(Print)
ISSN : 2287-7401(Online)
Journal of The korean Association For Spatial Structures Vol.20 No.2 pp.39-49
DOI : https://doi.org/10.9712/KASS.2020.20.2.39

Evaluation on Flexural Performance of Steel Plate Reinforced GLT Beams

Keum-Sung Park*, Sang-Sup Lee**, Myong-Keun Kwak***
*Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology
**Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology
***Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology
* Tel: 031-910-0370 Fax: 031-910-0392 E-mail: kspark1@kict.re.kr
March 3, 2020 March 26, 2020 March 26, 2020

Abstract


In this study, we will develop a hybrid cross-sectional shape of steel inserted type glued-laminated timber that can improve the strength of structural glued-laminated timber and maximize the ductility by using steel plate with excellent tensile and deformation ability. A total of three specimens were fabricated and the flexural performance test was carried out to evaluate the structural performance of the steel inserted type glued-laminated timber. In order to compare the effect of steel inserted glued-laminated timber, one structural glued-laminated timber test specimen composed of pure wood was manufactured. In addition, in order to evaluate the adhesion performance of the steel inserted, one each of a screw joint test specimen and a polyurethane joint test specimen was prepared. As a result, all the specimens showed the initial crack in the finger joint near the force point. This has been shown to be a cause of crack diffusion and strength degradation. The use of finger joints in the maximum moment section is considered to affect the strength and ductility of the glued-laminated timber beam. Polyurethane-adhesive steel inserted glued-laminated timber showed fully-composite behavior with little horizontal separation between the steel plate and glued-laminated timber until the maximum load was reached. This method has been shown to exhibit sufficient retention bending performance.



강판 보강 집성재 보의 휨성능 평가 연구

박 금 성*, 이 상 섭**, 곽 명 근***
*교신저자, 정회원, 한국건설기술연구원 연구위원, 공학박사
**정회원, 한국건설기술연구원 연구위원, 공학박사
***정회원, 한국건설기술연구원 수석연구원

초록


    Ministry of Land, Infrastructure and Transport
    20RERP-B082884-07
    20AUDP-B146511-03

    1. 서론

    목재는 폐기 시 생태계로 환원되고 지속가능한 자원 이며, 온실가스인 이산화탄소를 저장하는 대표적인 생태 건축 자재이다. 구조용으로 효율적으로 사용하기 위해서 는 집성재 등의 공학 목재로의 활용이 요구되고 있다1).

    현대의 목조 건축은 집성재(Glue-Laminated Timber, GLT), Cross Laminated Timber(CLT), Laminated Veneer Lumber(LVL) 등의 공학 목재를 활 용하여 대형·중고층 건축물을 축조하고 있다2). 특히 유 럽, 북미, 호주 등 목조 건축 선진국에서는 주요 도심에 10층 이상의 목조 건축물을 축조함으로써 철근콘크리트 를 대체하고 온실가스를 감축하는 효과를 도모하고 있 다. 목재를 하이드리드화하여 2015년 캐나다 벤쿠버에 18층 목조 건축물이 완공되었고, 2019년 오스트리아 비 엔나에 24층 목조 건축물이 건설되었다. 영국 캠브리지 대학은 런던에 80층 목조 빌딩을 건설하기 위한 연구를 활발히 진행하고 있으며, 일본은 도쿄에 350m 최고층 목조 빌딩 건설 계획을 수립하여 관련 연구 개발을 진행 하고 있다.

    국내 목조 건축물은 주로 단층 또는 2층 높이로 건설 되고 있으며, 가장 높이 건축할 수 있는 높이는 4층 규 모로 내화 계획이나 내화 구조가 반드시 필요한 상황이 다3). 집성재의 경우 각 층을 구성하는 목재의 탄성 계수 나 응력 변화가 크기 때문에 동일한 강성 및 높은 강도 를 확보하기 어렵다. 목재는 자연 환경 여건에 따라 할 렬 및 비틀림 등이 발생할 우려가 있어 질과 양을 만족 하기 어려워 강판을 보강한 형태의 공학용 복합 부재의 개발이 시급하다.

    따라서 본 연구에서는 인장력과 변형 능력이 우수한 강판을 사용하여 구조용 집성재의 강도를 향상시키고 연성 능력을 극대화시킬 수 있는 강판 매입형 집성재의 복합 단면 형상을 개발하고 실대형 휨 실험을 통해 구조 안전성을 평가하여 강판 매입 집성재 보의 실제 건축물 에 적용 가능성을 타진해 보고자 한다.

    2. 강판 매입 집성재의 단면 성능 검토

    2.1 설계 기본 가정 및 재료 강도

    구조 성능 실험의 주요 변수를 찾기 위하여 강판 매 입 집성재의 단면 성능을 먼저 확인하고자 하였다. 집성 재의 단면 성능은 KS F 30215) 및 KBC 2016 목구조 설 계기준3)과 소규모건축기준 목구조4)에 따라 검토하였으 며, 선형탄성해석을 가정한 허용응력설계법을 적용한다6). 강판 매입 집성재 단면에 작용하는 응력과 변형의 산정 은 <Fig. 1>과 같이 합성 단면의 최외단부가 항복 응력 에 도달하기 전까지 목재와 강재의 완전 합성이 발휘되 는 것으로 하며, 핑거조인트에 의한 집성재의 단면의 응 력 손실은 없는 것으로 가정한다. 목재와 강판의 완전 합성을 위한 전단 연결재의 설계는 목재와 강판 사이에 작용하는 전단 흐름을 통해 계산된 수평전단력으로 설 계에 반영하였다.

    단면 설계를 위한 구조용 집성재는 KS F 3021(구조 용집성재)에 따라 정의된 대칭 다른 등급 구성 집성재 중 강도 등급 10S-30B로 선정하였으며, 강판과 접합을 위한 직결 나사 및 접착제는 제조사에서 제공하는 재료 성능값을 토대로 재료 강도를 산정하였다. 강판 매입 집 성재의 내력 산정을 위한 재료 강도는 <Table 1>과 같다.

    2.2 복합 단면 중립축 및 단면2차모멘트 산정

    2.2.1 복합 단면의 중립축 산정

    복합 단면의 중립축은 식 (1)과 같이 구할 수 있다.

    y c = A w y w + n A s y s A w + n A s = 95.08 m m
    (1)

    여기서,

    • Aw : 집성재 단면적, As : 강판 단면적

    • yw : 밑면에서 집성재 중심간 거리

    • ys : 밑면에서 강판 중심간 거리

    2.2.2 집성재 단면2차모멘트

    집성재의 단면2차모멘트는 식 (2)와 같이 구할 수 있다.

    I w = B H 3 12 = 115 , 762 , 500 m m 4
    (2)

    여기서,

    • B : 집성재 폭(150mm), H : 집성재 높이(210mm)

    2.2.3 복합 단면2차모멘트 산정

    복합 단면2차모멘트는 식 (3)과 같이 구할 수 있다.

    I c = A w H 2 12 + A w ( H / 2 y c ) 2 + n A s t s 2 12 + n A s ( y c t w ) 2 = 139 , 193 , 276 m m 4
    (3)

    여기서,

    • ts : 강판 두께, tw : 집성재 층재 높이

    2.3 항복 모멘트 산정

    강판 매입 집성재 단면은 완전 합성으로 거동한다고 가정하였기 때문에 강판 매입 위치에서의 강판과 목재 의 변형률은 같다(s = w). 이때 같은 위치에서 작용하 는 응력은 재료 간 탄성 계수의 차이에 의하여 다른 응 력 상태를 갖고, 강판에 작용하는 응력은 식 (4)와 같다.

    s = w = σ s E s = σ w E w , σ s = E s E w σ w = n σ w
    (4)

    여기서,

    • σs : 강판의 응력, σw : 목재의 응력

    선형탄성이론을 기본으로 하였으므로 강판 매입 집성 재 단면에 작용하는 응력은 항복 응력을 초과할 수 없 다. 따라서 강판 매입 집성재의 항복 모멘트는 ①목재의 압축 항복, ②강판의 인장 항복, ③목재의 인장 항복의 3가지 응력 분포에 의해서 산출한다.

    2.3.1 목재의 압축 항복 시

    최상단 집성재의 응력이 재료의 휨강도에 도달할 경 우 복합 단면의 항복 모멘트는 다음과 같다.

    M y c 1 = σ y w I c ( H y c ) = 36.34 k N · m
    (5)

    여기서,

    • σgw : 집성재 휨강도

    집성재의 최상단 위치에서 항복 응력에 도달하고 인 장측 강판과 집성재는 탄성 응력 분포를 나타내므로 목 재 압축 항복 시 집성재의 항복 모멘트가 발현된다.

    σ w = σ y w = M y c I c ( H y c ) = 30 M P a σ w 2 + = M y c I c ( y c t w ) = 16.99 M P a σ s + = n M y c I c ( y c t w ) = 339.81 M P a σ w 1 + = M y c I c y c = 24.82 M P a
    (6)

    2.3.2 매입 강판의 인장 항복 시

    매입 강판의 응력이 재료의 휨강도에 도달할 경우 복 합 단면의 항복 모멘트는 식 (7)과 같다.

    M y c 2 = ( F y / n ) I c ( y c t w ) = 37.00 k N m
    (7)

    이 경우 최상단 집성재의 압축 응력이 집성재의 휨강 도를 넘어선 결과를 나타내므로 탄성이론에 저촉된다.

    σ w = M y c I c ( H y c ) = 30.55 M P a > σ y w = 30 M P a : N . G σ w 2 + = M y c I c ( y c t w ) = 17.30 M P a σ s + = σ y s + = n M y c I c ( y c t w ) = 346 M P a σ w 1 + = M y c I c y c = 25.27 M P a
    (8)

    2.3.3 목재의 인장 항복 시

    최하단 집성재의 응력이 재료의 휨강도에 도달할 경 우 복합 단면의 항복 모멘트는 식 (9)와 같다.

    M y c 3 = σ y w I c y c = 43.92 k N · m
    (9)

    이 경우 최상단 집성재의 인장 응력과 매입 강판의 인장 응력이 재료의 항복 강도를 넘어선 결과를 나타내 므로 탄성이론에 저촉된다.

    σ w = M y c I c ( H y c ) = 36.26 M P a > σ y w = 30 M P a : N . G σ w 2 + = M y c I c ( y c t w ) = 20.53 M P a σ s + = n M y c I c ( y c t w ) = 410.69 M P a > F y = 346 M P a : N . G σ w 1 + = σ y w + = M y c I c y c = 30 M P a
    (10)

    2.3.4 집성재의 항복 모멘트

    집성재만의 항복 모멘트는 집성재의 최외단 응력이 집성 재 휨강도에 도달할 때 발휘되며 그 값은 식 (11)과 같다.

    M y w = σ y w I w y w = 33.08 k N m
    (11)

    2.4 수평 전단력 산정

    강판과 목재 사이에 발생하는 전단 흐름은 식 (12)와 같다.

    f = V Q I = P y c / 2 I c ( B t w ) ( y c t w / 2 ) = 74.27 N / m m
    (12)

    여기서,

    • P y c = 6 M y c L = 57 , 375 N (항복 하중)

    강판과 목재 사이에 발생하는 수평전단력은 <Fig. 2> 와 같이 경계면에 작용하는 전단 흐름과 전단력이 작용 하는 길이의 곱으로 산출할 수 있다.

    F s b = f L / 3 = 94.1 k N
    (13)

    2.5 접합 나사 개수 및 간격 산정

    매입 강판의 접합 나사 개수는 수평전단력을 접합 나 사 1개의 전단 강도로 나눈 값으로 산정할 수 있다. 간 격은 전단력이 작용하는 구간(L/3)을 소요 개수로 나눈 값으로 산정한다.

    산정한 결과, 총 24개의 나사와 2열 배치 시 106mm 의 간격이 필요한 것으로 나타났으며, 안전측의 설계를 위하여 실험체 전 길이에 걸쳐 100mm 간격으로 배치하 는 것으로 한다.

    n = F s b / 1 f s = 94.1 / 4.25 24 E A
    (14)

    s = ( L / 3 ) ( n / 2 ) = 106 m m 100 m m
    (15)

    2.6 강판-목재 간 접착제 부착 강도 산정

    접착제의 부착 강도는 단위면적당 부착 강도와 부착 면적의 곱으로 산정한다. 본 실험에서 사용한 폴리우레 탄 접착제의 단위면적당 부착 강도는 금속과 목재의 부 착 강도값으로 제조사에서 제공하는 값인 2.16MPa을 사용하였다.

    산정 결과, 본 실험에서 사용한 폴리우레탄 접착제의 부착 강도는 648kN으로 작용하는 수평전단력인 94.1kN 을 훨씬 상회하였다. 이는 강판 매입 집성재의 휨파괴 거동을 보장할 수 있는 충분한 안전측인 것으로 나타났다.

    F b = f b A b = f b ( B × L / 2 ) = 648 > F s b = 94.1 k N
    (16)

    여기서,

    • Fb: 접착제 부착 강도

    • fb: 단위면적당 부착 강도

    • Ab: 부착 면적

    3. 구조 성능 실험

    3.1 실험체 계획 및 제작

    3.1.1 강판 매입 집성재

    강판 매입 집성재의 구조 성능 평가를 위하여 총 3개 의 실험체를 제작하여 휨성능 실험을 수행하였다. 실험 체는 집성재의 강판 매입 효과를 비교하기 위하여 순수 목재로만 구성된 구조용 집성재 실험체 1개와 강판의 부착 성능을 평가하기 위하여 나사 접합 방식 실험체 1개 및 폴리우레탄 접합 방식 실험체 1개를 제작하였다. 변 수별 실험체는 <Table 2>에 정리하였다.

    실험에 사용한 구조용 집성재는 KS F 3021(구조용집 성재)에 따라 정의된 대칭 다른 등급 구성 집성재 중 강 도 등급 10S-30B로 수종은 낙엽송을 사용하였다.

    집성재를 구성하는 층재 단면은 30(높이)☓150(폭) 크기로 제작하였으며, 총 6개의 층재를 목재용 접착제로 압착하여 180(높이)☓150(폭) 단면의 집성재로 구성한 다음 강판 삽입 후 층재 1개를 추가로 덧대어 최종적으 로 210(높이)☓150(폭)☓4,000(길이)의 강판 매입형 집 성재 복합 단면을 구성하였다.

    삽입된 아연도 강판은 KS D 3506 규격의 SGH41 등 급이며, 나사 구멍을 미리 가공하지 않고도 목재용 직결 나사로 집성재 단면 구성 후 바로 체결할 수 있도록 두 께 1.6mm로 선정하였다.

    집성재와 아연도 강판의 부착은 직결 나사 체결 방식 과 폴리우레탄 접착제 접합 방식의 2가지로 계획하였다. 직결 나사 체결 방식에서는 강판에 홀 가공을 하지 않았 으며, 접착제 접합 방식의 경우 강판과 목재의 원활한 부착을 위하여 ϕ30 크기의 홀을 전 길이에 걸쳐 2열로 배치하였다.

    나사 접합 방식인 강판 매입 집성재의 제작 과정은 6개의 층재로 구성된 집성재 표면에 아연도 강판을 위 치시키고 그 위에 다시 층재를 씌운 상태에서 나사 홀을 천공한 후 직결 나사를 체결하였다.

    우레탄 접합 방식인 강판 매입 집성재의 제작 과정은 6개의 층재로 구성된 집성재 표면에 폴리우레탄 접착제 를 얇게 도포하고 아연도 강판을 부착하였다. 그 다음 강판 표면에 우레탄 접착제를 다시 도포하고 그 위에 층 재를 덧댄 후 접착제의 완전한 압착을 위하여 24시간 경화시켰다7).

    3.1.2 직결 나사

    직결 나사는 M사의 접시 머리 직결 나사를 사용하였 다. 규격은 4.2(외경)☓64mm(길이), 1본당 전단 강도는 4.25kN이며, 집성재 최하단에서 전체 길이에 걸쳐 2열 100mm 간격으로 배치하였다.

    3.1.3 강판-집성재 접착제

    강판의 부착을 위한 접착제는 H社의 폴리우레탄계열 접착제를 사용하였다., 제조사의 자체 시험에 의한 금속 과 목재 간 부착 강도는 313 psi(2.16MPa)로 조사되었 으며 이를 실험체 계획에 반영하였다.

    3.2 가력 및 측정 방법

    강판 매입 집성재 실험체는 KS F 3021의 A형 휨시 험편 시험 방법을 기준으로 제작하였다. 휨파괴를 위하 여 실험체 지점 간 거리는 단면 높이 210mm의 18배인 3,800mm로 하였다. 하중 가력은 UTM(Universal Testing Machine, 만능재료시험기)을 사용하여 변위 제 어로 가력하였으며, 길이의 1/3 지점에서 2점 집중 가력 방식으로 중앙부 변위 기준 100mm까지 0.05mm/sec, 100mm 이후에는 0.1mm/sec의 속도로 가력하였다.

    처짐량을 측정하기 위해 총 3개의 선형변위 측정기 (LVDT)를 실험체 중앙과 가력 지점에 각각 설치하여 각 단계별 하중과 변위를 측정하였다. 집성재에 발생하는 변형률을 측정하기 위하여 변형률 측정 게이지를 설치 하였다. 변형률 게이지는 구조용 집성재에 5개, 강판 면 에 2개의 게이지를 부착하여 합성 단면의 중립축 위치 를 파악하고 강재와 목재 간 상대 슬립을 측정할 수 있 도록 계획하였다.

    3.3 실험 결과

    3.3.1 GL-N 실험체

    GL-N 실험체는 강판 매입이 없는 구조용 집성재 보 실험체로 가력 하중 31kN에서 실험체의 우측 가력점에 서 스팬 중심 방향으로 200mm에 위치한 인장측 최외층 재의 핑거조인트에서 최초 균열이 발생하였다. 이후 층 재의 접착면을 따라 중앙부로 확산되었으며, 최대 하중 인 37kN에서 가력점에서 외측 방향으로 균열이 확대되 면서 하중이 32kN으로 하락하는 내력 저하가 발생하였다.

    최종 파괴는 인장측 최외층재의 접착면을 따라 발생 한 균열이 2열 층재의 핑거조인트로 확대되면서 인장측 2열 층재와 3열 층재의 접착면의 분리로 파괴되었다.

    강도 등급 10S-30B의 휨강도 30N/mm2을 적용한 GL-N 실험체의 예상 최대 하중은 52kN으로 계산되었 지만 실제 실험을 통한 최대 하중은 38kN으로 이론값 의 73% 수준의 강도를 나타내었다. 이론상 접착제의 부 착 강도는 집성재의 휨강도를 훨씬 상회하므로 접착면 의 분리는 집성재 보의 파괴모드로 발생할 수 없기 때문 에 GL-N 실험체는 층재 접착제의 시공 불량으로 판단 되어 재실험을 수행하였다.

    GL-N-R 실험체는 접착제 불량으로 판단되는 GL-N 실험체의 인장측을 압축측으로 뒤집어 실험을 수행한 것이다. 일반적으로 휨을 받는 목재 보는 인장 파괴가 선행되므로 GL-N 실험 시 압축측 층재의 손상이 없었 기 때문에 인장측으로 뒤집을 경우 재실험이 가능할 것 으로 판단하였다.

    GL-N 실험 시 이미 발생한 균열로 인하여 GL-N-R 실험체는 GL-N 실험체에 비해 낮은 초기 강성을 가지 면서 하중이 증가되었다. 약 33kN에서 가력점 부근의 인장측 최외층재의 핑거조인트에서 초기 균열이 발생하 였고, 이후 내력 저하 없이 52.3kN까지 하중이 증가하 였다. 52.3kN에서 핑거조인트에서 발생하였던 초기 균 열이 층재의 사선 방향으로 확대되면서 하중이 다소 저 감된 이후 재차 상승하였고, 53.7kN에서 최대 하중에 도달한 이후 사선 방향 휨균열이 지속적으로 확대되면 서 46kN까지 하중이 저감되었다. 이후 51kN까지 하중 이 증가하였지만 가력점에서 층재의 쪼개짐으로 인하여 가력이 종료되었으며, GL-N 실험체와는 다르게 층재 간 접착면의 분리가 아닌 층재 사선 방향으로의 균열이 직접적인 파괴모드로 작용하여 원활한 휨거동을 나타낸 것으로 판단된다.

    3.3.2 GL-SF-S 실험체

    GL-SF-S 실험체는 집성재+강판+층재로 구성된다. 강판은 직결 나사를 통하여 부착되는 실험체로 실험체 계획 시 완전 합성이 가능하도록 나사의 직경과 간격을 설정하였다.

    가력 하중 45kN까지 균열 발생 없이 하중이 선형적 으로 증가하는 거동을 보였지만 강판과 2열 층재 사이 에서 보 길이 방향으로 분리되는 슬립거동이 지속적으 로 관측되었다.

    가력 하중 45.3kN에서 가력점 근처에 위치한 2열 층 재의 핑거조인트에서 균열이 발생하면서 하중이 36kN 까지 하락하였고, 이후 균열이 서서히 증가함과 동시에 2열 층재와 강판 최외층재 사이의 수평 분리가 지속적 으로 발생하였다.

    최종 파괴는 2열 층재 핑거조인트에서 발생한 균열이 3열 층재의 핑거조인트까지 확대되면서 발생하였다. 이 때 슬립량은 약 10mm로 측정되었다. 이러한 집성재와 강판의 상대 슬립의 영향으로 중앙부 최대 변위는 약 95mm로 큰 변형량을 나타내었다.

    GL-SF-S 실험체의 예상 최대 하중은 완전 합성을 가 정하고 강판의 항복 강도를 기준으로 할 경우 58kN, 목재 의 휨강도를 기준으로 할 경우 69kN으로 계산되었다. 그 러나 실험에서는 상대 슬립이 발생하여 완전 합성 거동을 보이지 않았기 때문에 이론값에 도달하지 못하였다.

    실험 종료 후 집성재와 강판, 최외층재를 분리한 결 과, 우측 가력점에서 실험체 지점까지 다수의 직결 나사 가 절단된 것을 확인하였다. 나사의 절단 위치는 2열 층 재와 강판 사이에서 발생하였으며, 강판 변형 없이 2열 층재의 나사 홀이 심하게 변형된 것으로 확인되었다. <Fig. 9>는 GL-SF-S 실험체의 균열 및 파괴 양상을 보 여주고 있다.

    3.3.3 GL-SF-P 실험체

    GL-SF-S 실험체는 강판을 폴리우레탄 접착제로 집 성재와 일체화시킨 실험체로 폴리우레탄 접착제의 부착 강도는 강재와 목재 간 완전 합성 내력의 수 배 상회한 것으로 조사되었다.

    최초 균열은 가력 하중 약 51kN 근처에서 가력점에 위치한 인장측 최외층재 핑거조인트에서 발생하였지만, 내력의 감소 또는 상대 슬립이 전혀 측정되지 않고 안정 적으로 하중-변위 거동이 이루어졌다.

    최외층재 핑거조인트의 미세 균열 이후 하중 73.8kN 까지 상대 슬립 없이 지속적으로 증가하였으며, 최대 하 중인 73.8kN에서 가력점에 위치한 강판 상부 2열 층재 에서 스팬 중앙 위치까지 사선 균열이 발생하면서 하중 이 38,6kN까지 감소되어 가력을 종료하였다.

    집성재와 강판의 상대 슬립은 실험체 양 끝단 지점에 서는 계측되지 않았고 가력점 층재의 사선 균열이 발생 한 위치에서 약 3mm 관측되었다. 이는 가력점 균열에 의한 해당 위치에서의 접착제 부분 박리에 의한 것으로 보의 휨내력에는 영향이 없는 것으로 판단된다.

    GL-SF-P 실험체의 실험 최대 하중 73.8kN은 이론 최대 하중을 상회하는 것으로 완전 합성 거동을 보인 것 으로 판단할 수 있다.

    3.4 실험 결과 분석 및 고찰

    3.4.1 강도 및 강성 평가

    <Table 3>에 강판 매입 집성재의 강도와 강성을 순수 집성재와 비교하여 나타내었다. 표의 휨탄성계수와 휨강 도는 KS F 3021(구조용집성재)에 따라 다음과 같이 계 산할 수 있다.

    휨탄성계수 : E b = 7 P e L 3 36 δ e b h 3 = 7 P e L 3 432 δ e I
    (17)

    휨강도 : σ b = P m L b h 2 = P m L 6 Z
    (18)

    여기서,

    • I : 단면2차모멘트(집성재=115,762,500mm4, 강판 매입 집성재=139,193,276mm4)

    • Z : 단면계수(집성재=1,102,500mm3, 강판 매입 집성재=1,463,919mm3)

    <Table 3>에서 강판 매입 집성재의 휨탄성계수와 휨 강도는 2가지 방식으로 산출하였다. Eb1, σb1 은 강판 매 입 집성재 단면에 대한 단면2차모멘트 및 단면계수를 사용하여 산출하였고, Eb2, σb2 는 순수 집성재 단면에 대한 단면2차모멘트 및 단면계수를 사용하여 산출한 값 으로 다음 식과 같다.

    E b 1 = 7 P e L 3 36 δ e b h 3 = 7 P e L 3 432 δ e I c , E b 2 = 7 P e L 3 36 δ e b h 3 = 7 P e L 3 432 δ e I w
    (19)

    σ b 1 = P m L b h 2 = P m L 6 Z c , σ b 2 = P m L b h = P m L 6 Z w
    (20)

    여기서, Ic: 강판 매입 집성재 단면2차모멘트, Iw : 집 성재 단면2차모멘트, zc: 강판 매입 집성재 단면계수, Zw : 집성재 단면계수

    집성재 휨실험을 토대로 계산된 휨강도와 휨탄성계수 는 각각 30.84MPa, 10,515MPa로 집성재의 강도 등급 10S-30B의 휨강도와 휨탄성계수인 30MPa 및 10,000MPa을 만족시키는 것으로 나타났다.

    이때 실험 결과로 도출한 휨강도는 GL-N-R의 결과 를 토대로 계산하였고, 휨탄성계수는 GL-N의 실험 결 과로부터 계산하였다. GL-N은 접착 불량으로 강도 발 현이 제대로 이루어지지 않았지만 초기 강성은 영향을 받지 않았기 때문이다. 마찬가지로 강성의 경우 GL-N-R의 경우 압축측 선 균열의 영향으로 초기 강성 저하가 발생하였고 강도에는 영향이 없었기 때문에 이 와 같이 산정하였다.

    강판 매입 집성재의 휨실험 결과, 직결 나사 접합 방 식(GL-SF-S)은 순수 집성재와 비교하여 최대 하중과 초기 강성이 각각 0.84, 0.82로 휨성능이 오히려 감소되 는 결과를 나타내었다. 이는 강판과 집성재가 완전 합성 으로 거동하지 못하고 상대 슬립으로 인하여 부분 합성 작용하였기 때문이다. 따라서 직결 나사의 전단 파괴와 함께 집성재 지압 파괴를 고려한 설계가 필요한 것으로 판단된다.

    폴리우레탄 접합 방식(GL-SF-P)은 이론 최대 하중 58kN을 크게 상회하는 결과를 나타냈다. 순수 집성재와 비교하여 최대 하중 및 초기 강성이 각각 1.37, 1.22로 나타나 강판보강량 대비 강도 및 강성 증가 효과가 매우 우수하였으며, 최종 파괴 시까지 강판과 집성재가 완전 합성에 가까운 거동을 한 것으로 파악되었다.

    3.4.2 변형률 분포 및 합성 작용 평가

    <Fig. 14~16>은 각 실험체별 하중 변화에 따른 변형 률의 변화를 나타낸 것으로 그래프의 가로축은 변형률, 세로축은 보 춤에 대한 변형도 측정 위치를 나타낸다. 집성재 실험체인 GL-N 실험체의 변형률 분포는 최대 하중 38kN에 도달할 때까지 선형탄성을 유지하고 있다. 최대 하중 시 최외층재의 변형률은 각각 1,626☓10-6(압 축), 1,456☓10-6(인장)으로 집성재 기준 휨강도 30MPa, 휨탄성계수 10,000MPa으로 계산한 변형률 3000☓10-6 에 미치지 못하고 있어 강도 발현이 제대로 발휘되지 못 함을 알 수 있다.

    <Fig. 15>는 GL-SF-S 실험체의 변형률 분포로서 가 력 초기부터 강판과 집성재의 상대 슬립이 발생하고 있 음을 보여주고 있다. 핑거조인트의 균열로 인한 최초 내 력 저하가 발생한 45.3kN까지는 중립축이 단면의 중심 에 위치하다가 이후 최대 하중인 51.9kN까지 중립축이 단면의 상단으로 급격히 이동하고 있다. 강판의 인장변 형률은 3000☓10-6의 수준에서 머무르고 있어 강재의 강도 발현이 거의 이루어지지 않고 있는 것으로 파악되 었다. <Fig. 15>의 두 번째 그림은 강판의 변형률을 제 거하고 작성한 것으로 집성재 단면의 부분 합성 거동을 잘 확인할 수 있다. 그림에서 S3의 변형률은 균열로 인 한 2열 층재와 3열 층재의 분리로 45.3kN 이후 변화가 없는 것으로 확인되었다.

    <Fig. 16>은 GL-SF-P 실험체의 변형률 분포를 나타 낸 것이다. 최대 하중 73.8kN까지 완전 합성에 근접한 변형률 분포를 나타내고 있으며 중립축도 큰 변화 없이 일정하게 유지되고 있다. 최대 하중 시 단면의 중립축은 이론 중립축 95mm에 거의 근접한 수준을 나타내고 있 음을 알 수 있다.

    4. 결론

    본 연구에서는 인장력과 변형 능력이 우수한 강판을 사용하여 구조용 집성재의 강도를 향상시키고 연성 능 력을 극대화시킬 수 있는 강판 매입형 보강 집성재의 복 합 단면 형상을 개발하고, 실대형 휨성능 평가 실험을 통하여 아래와 같은 결론을 얻었다.

    • 1) 개발된 강판 매입 집성재는 1.6mm의 강판을 구조 용 집성재의 최외층재 상단에 삽입한 것으로 직결 나사 를 이용한 접합(GL-SF-S)과 폴리우레탄 접착제 (GL-SF-P)를 이용한 접합의 2가지 접합 방식으로 강판 과 집성재의 합성력을 확보하였다.

    • 2) 집성재 보와 강판 매입 집성재 보의 휨실험 결과, 모든 실험체는 가력점 근처에 위치한 핑거조인트에서 초기 균열이 발생하였으며, 균열 확산 및 강도 저하의 원인이 되는 것으로 나타나 최대 모멘트 구간에서 핑거 조인트의 사용은 집성재 보의 강도 및 연성 능력에 영향 을 미치는 것으로 판단된다.

    • 3) 실대형 휨실험 결과, 구조용 집성재의 강도와 강성 은 KS F 3021 구조용 집성재의 휨강도와 휨탄성계수 기준을 만족하는 것으로 나타났다.

    • 4) GL-SF-S 강판 매입 집성재는 직결 나사의 전단 변형과 집성재 내부 나사 홀의 지압 변형으로 가력 초기 부터 강판과 집성재의 수평 분리가 발생하여 GL-N-R 보의 휨 내력에도 미치지 못하였으며 보유 휨성능을 충 분히 발휘하지 못하였다.

    • 5) GL-SF-P의 강판 매입 집성재는 최대 하중에 도 달할 때까지 강판과 집성재의 수평 분리가 거의 없이 완 전 합성에 가까운 거동을 보였으며, 보유 휨성능을 충분 히 발휘하는 것으로 나타났다. GL-N-R 실험체 대비 휨 강도와 휨강성에서 각각 1.37, 1.22배 크게 나타나 강판 보강량 대비 강도 및 강성 증가 효과가 우수한 것으로 나타났다.

    감사의 글

    이 연구는 국토교통과학기술진흥원의 주거환경연구사업 (No. 20RERP-B082884-07)과 도시건축연구사업(No. 20AUDP-B146511-03)의 지원으로 수행되었습니다.

    Figure

    KASS-20-2-39_F1.gif

    Strain and stress distribution of steel embedded GLT

    KASS-20-2-39_F2.gif

    Horizontal shear force distribution by shear flow

    KASS-20-2-39_F3.gif

    Shape and dimension of specimen

    KASS-20-2-39_F4.gif

    Loading and measuring method

    KASS-20-2-39_F5.gif

    Strain gauge installation location

    KASS-20-2-39_F6.gif

    Load-Deflection relationship (GL-N & GL-N-R)

    KASS-20-2-39_F7.gif

    Crack and failure mode (GL-N)

    KASS-20-2-39_F8.gif

    Crack and failure mode (GL-N-R)

    KASS-20-2-39_F9.gif

    Crack and failure mode (GL-SF-S)

    KASS-20-2-39_F10.gif

    Load-Deflection relationship (GL-SF-S)

    KASS-20-2-39_F11.gif

    Screw failure mode (GL-SF-S)

    KASS-20-2-39_F12.gif

    Crack and failure mode (GL-SF-P)

    KASS-20-2-39_F13.gif

    Load-Deflection relationship (GL-SF-P)

    KASS-20-2-39_F14.gif

    GL-N specimen strain distribution

    KASS-20-2-39_F15.gif

    GL-SF-S specimen strain distribution

    KASS-20-2-39_F16.gif

    GL-SF-P specimen strain distribution

    Table

    Material property of steel and GLT

    List of specimens

    Result of bending test

    Reference

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    2. Korea Institute Of Civil Engineering And Building Technology, “A Study on the Establishment of Basis for Hybrid Steel-Timber Structure System”, KICT 2014-078, 2014.
    3. Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs, Building Structure Standards, Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs, No. 2016-1245, 2016.
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    5. Korean Standards Association, “KS F 3021 Structural glued laminated timber”, The Ministry of Knowledge Economy, Korean Agency for Technology and Standards, 2013.
    6. Faherty, K. F., & Williamson, T. G., “Wood Engineering and Construction Handbook”, 2nd Ed., McGraw-Hill Companies, 1995.
    7. Kang, H. G., “A Study on the Flexural Capacity of Wooden Member According to the Reinforcement Ratio of Synthetic Resin”, Journal of Korean Association for Spatial Structures, Vol.17, No.3, pp.91~98, 2017,