1. 서 론

최근 건축물의 에너지 효율 향상과 제로에너지건축(ZEB) 의무화가 확대되면서, 건물 외피에서 발생하는 열교를 효과적으로 저감하기 위한 기술적 요구가 더욱 증가하고 있다. 열교는 발코니 슬래브와 외벽처럼 구조적으로 연속된 부위에서 단열선이 단절될 때 열이 집중적으로 전달되는 현상으로, 도시 주거 건물에서 가장 빈번하게 나타나는 열 성능 저하 요인 중 하나이다. Ge et al.의 연구에 따르면, 외피 접합부의 단열이 충분하지 않을 경우 전체 에너지의 최대 30%가 열교를 통해 손실되는 것으로 보고되었다[1]. 또한 Theodosiou와 Papadopoulos의 연구에서는 열교가 실내 표면온도를 저하시키고 결로 발생의 주요 원인으로 작용한다고 나타났다[2]. 특히 발코니– 슬래브 접합부는 외부로 돌출된 구조적 형상으로 인해 실내･외부 온도차가 크게 형성되며, Wakili et al.의 연구에서는 이 부위가 다른 외피 접합부에 비해 열교에 더욱 취약한 것으로 제시되고 있다[3]. Kuznetsova의 연구에서도 파라펫–지붕 접합부와 같은 외피 경계부에서 단열 결함이 발생할 경우 실내 결로 및 열적 손상이 쉽게 유발될 수 있음이 보고되면서, 외피 접합부 상세의 중요성이 더욱 강조되고 있다[4].

이러한 열교 문제를 해결하기 위해 다양한 열교차단 단열구조체가 개발되어 왔다. Schöck Isokorb 기술 보고서에서는 슬래브–외벽 접합부에 열교 차단 단열구조체를 적용할 경우, 발코니 단부에서의 열전달량이 크게 감소하는 것으로 나타났다[5]. Keller와 Riebel의 연구에서는 GFRP 기반 하이브리드 단열구조체가 기존 RC 발코니보다 우수한 단열 성능을 제공하는 것으로 보고되었으며[6], 후속 연구에서는 GFRP 부재의 장기 압축 성능을 평가하여 구조･단열 복합 부재로의 활용 가능성을 제시하였다[7]. 또한 Aghasizadeh et al.은 발코니 돌출 길이 및 단열재 배치 등의 설계 변수가 열교 저감 성능에 큰 영향을 미친다는 점을 열전달 해석을 통해 확인하였다[8]. Barros et al.의 연구에서는 RC 발코니 단부가 열적 취약성뿐만 아니라 구조적으로도 취약한 부위임을 실험적으로 검증함으로써, 발코니 접합부에서 단열 성능과 구조적 안전성을 동시에 고려할 필요성을 강조하였다[9].

열교차단 단열구조체의 구조 성능을 다룬 연구도 지속적으로 수행되고 있다. Cuong et al.의 연구에서는 수직형 열교차단 단열구조체의 구조･ 열 복합 성능을 실험과 FEM 해석을 통해 분석하였으며[10], 후속 연구에 서는 UHPC 기반 단열구조체가 높은 열저항 성능뿐만 아니라 전단 내력 측면에서도 우수한 특성을 보이는 것으로 나타났다[11]. Jin et al.은 UHPC 리브 기반 열교차단 단열구조체의 구조 성능을 실물 실험을 통해 검증하였다[12].

그러나 기존 연구들은 열교차단 단열구조체의 열적 성능에 비해 발코니–슬래브와 같이 외부로 돌출된 접합부에서 나타나는 구조적 거동 변화에 대한 실물 규모 근거가 충분히 확보되어 있지 않다. 또한 열교차단 단열구조체의 보강근의 형태, 배치, 그리고 구성 변화가 구조 성능과 하중 전달 메커니즘에 미치는 영향을 정량적으로 분석한 연구가 제한적이다. 이러한 점에서 외부로 돌출된 접합부에 대한 구조적･열적 성능을 함께 고려할 수 있는 연구가 필요하다.

본 연구는 이러한 기존 연구의 한계를 보완하고자, 발코니–슬래브 접합부에 열교차단 단열구조체를 적용하였을 때의 구조적･열적 성능을 실험과 해석을 통해 종합적으로 규명하고자 하였다. Fig. 1의 그림(a)와 같이 열교가 발생하는 부위에 그림(b)와 같이 열교차단 단열구조체를 설치하여 단열의 범위를 확장하고 내외부 온도차를 줄일 수 있다. 이에 따라 열교차단 단열구조체 적용 유무에 따른 두 개의 실험체를 제작하여 구조 성능을 비교하였다. 이와 함께 4가지 변수 모델의 분석과 LS-DYNA 기반 FEM 해석과 Physibel TRISCO 기반 열해석을 통해 해당 열교차단 단열구조체의 성능을 평가 및 검증하였다.

종합적으로, 본 연구는 열교차단 단열구조체의 적용 유무에 따른 구조적･ 열적 성능 변화를 실험･해석･변수분석을 통해 종합적으로 검토한 연구로서, 기존 연구에서 충분히 다루지 못했던 발코니 접합부의 열교 및 구조적 취약성을 동시에 개선하기 위한 설계적 근거를 제시한다. 이는 향후 단열성능과 구조안전성을 모두 확보할 수 있는 발코니 열교차단 단열구조체의 설계 및 적용에 중요한 기초자료로 활용될 수 있을 것이다.

2. 실험 계획

2.1 실험체 구성

본 실험은 열교차단 단열구조체를 설치하였을 때의 구조적 거동을 확인하기 위해 계획되었으며 열교차단 단열구조체의 유무를 변수로 두어 구조성능의 변화를 확인하고자 하였다. 이에 열교차단장치의 유무에 따라 총 2개의 실험체가 구성되었고 이를 Fig. 2와 Table 1에 상세히 나타내었다. 실험체 명은 RC-SLB-THK 210과 LBN-EXT-SLB-H6B4-H210으로 각각 명명하였으며 단열구조체의 유무에 따라 나누었다. 두 실험체는 제품 설치 유무를 제외하고 동일 조건으로 제작하였다. 실험체는 좌측에 두께 210 mm의 발코니 슬래브, 우측에 두께 300 mm의 실내 슬래브로 구성된다. 발코니와 실내 슬래브는 모두 KDS 41 17 00[13]에 따라 부근은 SD400 D13@300, 주근은 SD400 D13@200으로 배근하였다. 실험체에 적용된 열교차단 단열구조체는 단열재 내부에 H형 철근부재 6개와 압축블럭 4개가 배치된 구조로 구성되었으며, 제품 높이는 발코니와 동일한 210mm로 구성된다.

2.2 재료 실험

본 연구에 사용된 실험체의 콘크리트 강도를 KS F 2405, 2022[14] 표준을 따라 ∅100×200 mm 크기로 콘크리트 공시체를 제작하여 측정하였고 압축강도는 평균 27 MPa로 나타났다. 실험체에 배근된 SD400 D13 철근의 항복강도는 KS B 0802, 2023[15] 표준 실험에 따라 측정한 결과 450 MPa로 측정되었다.

2.3 가력 및 계측 계획

실험진행을 위해 실험체의 우측 슬래브 부분을 고정하였으며, 고정부에서 1,632 mm 떨어진 지점에 중력방향으로 0.10 mm/s의 속도로 변위제어 방식으로 가력하였다. LVDT (linear variable displacement transducer, 이하 LVDT)는 실험체 하단 가력 반대방향에 1개 설치하여 변위를 측정하였다(Fig. 3 참고).

3. 실험 결과

3.1 RC-SLB-THK 210 실험결과

본 절에서는 구조용 열교차단 단열구조체를 설치하지 않은 일반 RC 실험체에 대한 실험 결과를 분석하였다. 최대모멘트 61.8 kN･m에서 156.8 mm 의 변위가 발생하였고, 단열구조체가 설치된 실험체와 비교했을 때, 최대모멘트와 초기강성이 낮은 결과를 보였다. 이후 하중이 더 이상 증가하지 않고 최대하중의 80 % 미만으로 감소하며 실험을 종료하였다(Fig. 4 참고). 극한하중 상태에서 Fig. 5의 그림(a)에 나타난 것처럼 슬래브 단차가 발생한 접합부에서 가장 큰 균열이 발생하였고, 이는 해당 부위에 휨 모멘트가 크게 작용하기 때문으로 판단된다.

3.2 LBN-EXT-SLB-H6B4-H210 실험결과

본 절에서는 구조용 열교차단 단열구조체를 설치한 실험체에 대한 실험 결과를 분석하였다. 최대모멘트 90.0 kN･m에서 92.8 mm의 변위를 나타냈으며, 최대모멘트 이후 구간에서도 하중을 유지하며 연성거동을 보이며 항복하는 것으로 확인되었다. 약 200 mm의 변위 발생 지점에서는 하중이 더 이상 증가하지 않고 최대하중의 80 % 미만으로 감소하여 실험을 종료하였다(Fig. 4 참고). 또한, Fig. 5의 그림(b)와 같이 극한하중 상태에서도 단열구조체와 콘크리트 접합면 분리가 발생하지 않았으며, 최대 균열은 단열구조체 하부에서 발생한 사선균열이 모재 콘크리트로 진행하는 형태로 나타나 열교차단 단열구조체의 일체 거동이 유지됨을 확인하였다. 본 실험 결과, 열교차단 단열구조체는 요구 모멘트 이상의 내력을 충분히 확보하였으며, 일반 RC 실험체 대비 초기강성은 12% 최대내력은 45% 증가하여 안정적인 구조 거동을 나타냈다.

4. FEM 구조해석 결과

4.1 재료 특성 및 모델링 프로세스

실험체의 구조적 파괴거동과 소성힌지 양상을 상세히 확인하기 위해 유한요소 모델을 개발하였다. 콘크리트의 재료적 유한요소해석 모델에는 Von Mises & William 모델의 파괴 기준을 적용하여 LS-DYNA 를 통한 실험체의 구조성능 시뮬레이션 분석을 수행하였다. 콘크리트 손상을 검토하기 위해 KCC모델을 사용하였다. 철근의 경우 MAT03 모델을 통해 모델링하였다. 또한 해석 내의 물성치는 실험 데이터를 기반으로 하여 입력하였다([16], An Hyo Seo[17]). 강체(rigid)로 구성된 가력부는 MAT_RIGID_(020)을 적용하였다. 적용된 상세 물성치는 Table 2에 나타내었으며 콘크리트와 CRC보드의 인장강도는 ACI 318 [18]을 따라 계산하였다. 해석 모델링은 시간적 효율을 위해 변형과 응력이 집중되는 연결부는 메쉬 크기를 10 mm로 설정하였고 가력부분과 변형이나 응력의 집중으로부터 벗어난 곳은 25 mm 간격 이상으로 구성 하였다. Contact option 내의 CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE _TO_SURFACE 기능을 활용하여 가력부와 발코니 상단의 관계를 정의하였고 콘크리트 내의 매립된 수직, 수평 철근은 CONSTRAINE D_LARGRANGE_IN_SOLID (Connstrained option) 기능을 통해 묘사하였다. 또한, 슬래브를 고정하여 실험을 진행하였기에 해석모델에서도 마찬가지로 이를 고정단으로 하여 중력방향으로 단조가력하였다(Fig. 6 참고).

4.2 실험과 구조해석에서의 결과 비교 및 분석

4.2.1 RC-SLB-THK 210 실험 vs. 해석

본 절에서는 단열구조체를 설치하지 않은 실험체의 실험결과와 해석결과를 비교, 분석하여 나타내었다. 실험에서 최대내력 61.8 kN･m에서 156.8 mm의 변위가 측정되었고 해석에서 63.3 kN･m에서 198.2 mm의 변위가 발생하였고 내력의 오차는 2.43%, 변위의 오차율은 26.4%로 계산되었다. (Table 3, Fig. 7의 그림 (a) 참고). 해석과 실험 결과 모두 접합부 주변에 하중이 집중된 것을 확인하였고 이에 따라 균열이 발생함을 입증하였다(Fig. 8 의 그림 (a) 참고). 실험과 해석의 전체적인 균열 양상이 일치하여, 해석 모델의 신뢰성이 확인되었다.

4.2.2 LBN-EXT-SLB-H6B4-H210 실험 vs. 해석

본 절에서는 단열구조체를 설치하지 않은 실험체의 실험결과와 해석결과를 비교, 분석하여 나타내었다. 실험에서 최대내력 90.0 kN･m에서 92.8 mm의 변위가 측정되었고 해석에서 85.7 kN･m에서 82.4 mm의 변위가 발생하였고 내력의 오차는 4.78%, 변위의 오차율은 11.2%로 나타났다 (Table 3, Fig. 7의 그림 (b) 참고). 해석과 실험 결과 모두 접합부 주변에 하중이 집중되었고 하중이 감소하는 시점에서 해당 부위에 육안상 식별 가능한 휨균열이 발생하였으며 이에 따른 소성힌지가 발생하였다고 판단하였다 (Fig. 8의 그림 (b) 참고). Fig. 7의 그림 (b)에서 실험과 해석의 최대하중까지의 양상은 일치한다. 최대하중 이후 구간에서 실험과 해석결과 간 차이의 원인은 실험 현장에서 일어나는 모든 변수들을 해석프로그램에 반영하기에 어려움이 있으며, 본 해석에서는 콘크리트 압축 연화, 인장 균열의 진행, 보강근 항복 이후의 반응, 그리고 재료 간 미세한 슬립과 같은 복잡한 손상 메커니즘을 단순화하여 고려하였다. 이로 인해 해석에서는 강도 감소가 실제 보다 빠르게 나타난 것으로 판단된다. 최대하중 이후에서 실험체의 강도 저하 거동은 유의미한 것으로 판단되지 않아 해석 모델의 사용 가능성을 확인하였다.

4.3 변수모델 구조성능 비교, 분석

4.3.1 변수 모델 정의

본 절에서는 발코니-슬래브용 열교차단 단열구조체에서 최적의 구조성능을 발휘하는 연결부 철근의 형상을 파악하기 위해 Table 4에 나타낸 것과 같이 철근 형상을 변수로 하여 식 (1)을 통해 힘의 흐름을 분석하였다. 변수 1은 2개의 수평 보강근 중앙부에 수직 철근을 추가로 보강하였고, 변수 2는 구조 보강근과 연결되는 수평 보강근을 1개 추가한 모델이다. 변수 3은 구조 보강근의 형상을 ‘X’자 형태로 변화시킨 모델이며,변수 4는 구조 보강근의 수평 보강근의 개수를 3개로 구성한 모델이다. 총 4개의 철근 형상에 대하여 식 (1)을 통해 구조 보강근에 집중되는 전단력과 모멘트를 계산하여 전단력 선도(Shear force diagram, 이하 SFD)와 모멘트선도(Bending moment diagram, 이하 BMD)로 도식화하였다.

철근 하단을 고정하여 횡하중 P가 구조 보강근 상단에 작용한다고 가정하였을 때 각 모델의 응력 분포는 Fig. 9에 나타내었다. Fig. 9의 도면의 단위는 mm이며, SFD와 BMD의 숫자는 최대 1.0을 기준으로 정규화된 수치이다. 변수 1의 경우 모델 중앙에 위치한 수직 보강근이 힘을 효과적으로 분산시키는 것을 확인하였다. 변수 2의 경우, 두 개의 수직 보강근이 독립적으로 작용하며 하나의 수평보강근의 하중지지능력이 부족하여 모멘트 분포에서 불균형을 나타내었다. 변수 3과 변수 4의 경우, 성능 측면에서 유의미한 차이가 없으며, 교차하는 철근의 시공성과 수평보강근의 개수 증가에 따른 비용적 문제로 인해 변수 1의 경우가 가장 합리적인 구조라고 판단하였다.

V_s= 철근의 전단강도, A_v= 전단철근의 단면적, f_y= 전단철근의 항복강도, d= 부재 유효깊이, s= 전단철근의 간격, V_c= 콘크리트의 전단강도, λ= 경량골재콘크리트 계수, f_ck= 콘크리트 압축강도, h= 부재 깊이, ϕ= 강도 감소계수, V_n= 공칭전단강도

5. 열해석 결과

본 절에서는 열교차단 단열구조체의 유무에 따른 열의 흐름의 변화와 실내측 구조체에서 나타나는 최저온도를 기준으로 결로 발생 가능성을 검토하기 위해 온도차이비율(Temperature Difference Ratio, 이하 TDR)을 산출하였다. 2개의 실험체를 대상으로 ISO 15099의 적용에 적합한 Physibel Trisco를 활용하여 전열해석을 수행하였다. 해석 조건은 가장 범용성이 높은 지역 Ⅱ를 기준으로 설정하였다. TDR 값은 0에 가까울수록 단열성능이 우수함을 의미하며, 지역 Ⅱ의 결로 방지 기준은 TDR 0.26 이하가 되어야 결로 발생 우려가 낮은 것으로 판단된다.

T_i= 실내온도, T_o= 실외온도, T_p= 적용 대상 부위의 실내 표면온도

Fig. 10의 그림(a)는 단열구조체 미설치 실험체(좌)와 단열구조체 설치 실험체(우)의 모델링 단면도를 나타내며, 그림 (b)와 그림 (c)는 각각 두 실험체의 전열해석 결과 단면 온도분포와 실내측 구조체의 최저온도를 보여준다. 해석 결과, 단열구조체 미설치 실험체는 슬래브 구조체로 인해 벽체 단열재가 단절되면서 구조체를 통한 열손실이 크게 발생하는 것이 전열해석 단면도에서 확인되었다. 이때 실내측 구조체의 최저온도는 11.12°C로 산출되었으며, 식 (2)를 통해 계산된 TDR은 0.34로 기준값 0.26을 상회하여 결로 발생 가능성이 높은 것으로 판단된다. 반면, 열교차단 단열구조체를 설치한 실험체의 실내측 표면온도가 20.94°C로 산출되었고, 식 (2)를 통해 계산된 TDR은 0.10으로 평가되어 미설치 조건 대비 단열성능이 향상되며 결로 발생 가능성이 낮은 것이 확인되었다. 단열구조체의 설치에 따라 실내측 표면 온도가 9.82°C 상승함에 따라 열교로 인한 표면온도 저하 문제를 해결하고 결로 방지 효과가 있음을 시뮬레이션 결과로 확인하였다.

6. 결 론

본 연구에서는 열교차단 단열구조체의 구조적 및 열적 성능을 검증하기 위해 열교차단 단열구조체를 미설치한 RC 구조 실험체와 설치한 실험체를 대상으로 실물 휨 구조실험, 유한요소해석 및 전열해석을 수행하고, 각 결과를 서로 비교･분석하였으며, 결과는 다음과 같다.