1. 서론
커튼월 공법은 구조물의 외관 형상을 자유롭게 구현하고, 채광확보 등의 장점으로 고층건물에서 적용사례가 증가하고 있다. 다양한 커튼월 공법 중 알루미늄 프레임을 이용한 공법은 자체중량의 경량화 및 태양광 확보에 유리한 공법으로 가장 흔히 사용되고 있다(Moon and Ock, 2014). 커튼월 공사에서 접합유리를 알루미늄 바에 고정 시키는 방식은 유리판에 구멍을 뚫어 볼트로 접합는 DPG (Dot point glazing)공법과 구조용 실링재를 사용하여 유리를 고정하는 SSG (Structural sealant glazing)공법으로 구분할 수 있다. SSG 공법 적용시 구조용 실링재의 특성은 커튼월의 구조성능을 결정하는 중요한 인자로, 유리패널에 전달되는 풍하중을 알루미늄 바에 전달하고 유리패널의 탈락을 방지하는 역할은 한다(Iker and Wolf, 1992). 따라서 구조용 실링재는 일반 마감용 실링재에서 요구되는 수밀성 및 기밀성 뿐만 아니라 추가적인 부착성능도 요구된다(Buyl, 2001).
일본건축학회에서 발간한 유리패널 구법 기술지침(Architectural Institute of Japan, 2011)에서는 구조용 실링재의 허용 응력 및 허용변형률에 관한 내용을 기술하고 있으며, 구조용 실링재의 최대응력과 강도감수계수를 통해 허용설계응력을 계산하도록 제시하고 있다. 이러한 산정식은 구조용 실링재 표준도면에서 제시된 상세와 같이 알루미늄 바와 유리패널 사이에 실링재가 충분하게 시공되었을 경우 적용에 문제가 없지만, 실제 시공되는 상세와는 큰 차이를 나타내고 있다. Fig. 1은 실제 시공사례를 중심으로 구성한 구조용 실링재 시공도면으로, 알루미늄 바와 유리패널 사이가 협소하고 실링재 시공전 유리패널 고정을 위한 노턴테이프의 시공으로 인해 실링재가 외부에 45º로 시공되고 있다. 이러한 접합상세에서는 기준에서 제시된 내력계산법을 적용하기 어려울 것으로 판단되며, 거동을 고려한 설계식이 요구된다.
커튼월 공사에서 실링재의 시공을 공장에서 일괄적으로 처리할 경우 시공 오차가 비교적 적게 발생하지만, 현장시공 시에는 시공과정 중 다양한 원인에 의해 실링재의 부착력 저하가 발생할 수 있다. 기존 연구에서는(Han et al., 2014) 구조용 실링재의 장기보관 및 보관온도에 대한 실험을 진행하였으며, 고온에서 보관기간이 증가함에 따라 구조용 실링재의 인장강도가 저하되는 경향을 나타내었다. 특정 제품의 경우 50ºC에서 28일 이상 보관할 경우 절반 이상의 내력저하를 나타내었다. 따라서 구조용 실링재의 2주 이상 무분별한 보관을 피하고, 고온보다 상온에서 보관해야 한다고 보고하고 있다. 실링재 시공시 발생할 수 있는 시공오류는 작업자의 시공방식에 의해 대부분 발생되며, 부착면적의 과다확보 또는 미확보가 발생할 수 있다. 시공 후 계측에 따라 시공면적이 미확보된 경우에는 주로 기존의 실링재를 제거하고, 재시공하는 방법을 주로 사용되고 있다. 하지만 이러한 방법은 추가적인 공정에 의해 공사비 및 공사기간이 증대되는 단점이 있다. 따라서 본 연구에서는 기존의 실링재의 제거공정 없이 추가로 실링재를 보강하는 방법에 대한 검토를 실시하고자 한다.
본 연구의 목적은 국내에서 실제적으로 시공되고 있는 구조용 실링재의 접합상세를 파악하고, 이에 따른 내력평가를 통해 적절한 단위길이 당 하중을 제시하고자 하는 것이다. 또한 구조용 실링재의 보강두께 및 보강방법에 따른 영향을 평가하고, 단부 실링재의 및 노턴테이프가 접합부의 부착성능을 미치는 영향을 평가하여 향후 구조용 실링재 보강설계를 위한 기초자료를 제공하고자 한다.
2. 실험
2.1 실험계획
본 연구에서는 보강두께에 따른 구조용 실링재의 부착성능 평가를 위하여 Table 1과 같이 총 7개의 실험체를 계획하였다. 기본 부착두께는 5 mm로 설정하였으며, 보강 실링재의 두께는 5 및 10 mm로 계획하였다. 또한 유리패널과 알루미늄 프레임의 부착력에 노턴테이프 및 단부 구조용 실링재가 미치는 영향을 분석하기 위하여, 단부 실링재와 노턴테이프를 제거한 실험체를 계획하였다. 실험체명에서 A상세는 단부 및 노턴테이프가 모두 시공된 실험체이며, B상세는 단부 실링재 미시공 실험체, C 상세는 노턴테이프 미시공 실험체로 구분된다. 숫자의 경우 기시공 실링재의 두께와 보강실링재의 두께를 나타낸다..
2.2 사용재료 및 시공과정
본 연구에서는 국내 K사의 1액형 중성경화형 실리콘계 구조용 실링재를 사용하였다. 비중 1.38 및 최대인장응력 2.5~3.5 MPa의 구조용 실링재를 사용하였으며, 제원을 표 2에 나타내었다. 색상의 경우 상부실링재는 기존의 흰색 실링재를 사용하였고, 단부의 경우 외부요인에 따른 오염을 방지하기 위하여 검은색의 실링재를 사용하였다. 실제 구조물의 조건을 동일하게 설정하기 위하여 12.76 mm 두께의 접합유리를 사용하였으며, 알루미늄 프레임을 제작하였다. 알루미늄 프레임과 강화유리의 접합은 Fig. 2에 나타난 바와 같이 알루미늄 프레임에 노턴테이프를 부착하고 위치를 고정 하였고, 초기 실링재 시공 후 기준일 동안 양생을 실시하였다. 그 후 보강되는 부분과 기존부분의 접찹력 증진을 위한 프라이머(Primer)를 도포하고, 그 후 보강 실링재를 시공하였다. 프라이머는 점도 14s, 비중 0.98의 우레탄계열을 사용하였다.
2.3 실험체 상세
Fig. 3은 실험체의 접합상세를 나타낸 것으로, 유리패널의 크기는 400×300 mm로 설정하였다. 양단에 접합되는 프레임은 크기 60×130 mm, 두께 2.5 mm의 각형 알루미늄 꼭지 바를 사용하였다. 도출부의 길이는 노턴테이프 및 강화유리의 두께를 반영하여 16.5 mm로 설정하였으며, 단부의 충분한 시공면적을 확보하기 위하여 알루미늄 바와 유리패널 사이의 5 mm의 이격거리를 확보하였다. 유리패널과 알루미늄 프레임의 접합을 위하여 4.5 mm 두께의 노턴테이프를 부착하였으며, 노턴테이프를 시공하지 않은 실험체에는 부착력이 없는 동일 두께의 고무판을 이용하여 이격거리를 확보하였다. 그 후 실제 시공상세를 참조하여 변수에 따라 45°로 실링재를 시공하였으며, 측면과 하부의 부착길이 측정을 통해 시공오차를 검토하였다
2.4 실험방법
실험체는 각 변수에 따라 각 3개씩 제작하였으며, 실제현장의 양생상태를 묘사하게 위하여 외기에 노출된 동일한 양생조건을 적용하였다. 실링재 두께에 따른 양생기간을 일본건축학회(2011)의 제안에 따라 0.5 mm/일의 기간으로 양생한 후 실험을 실시하였다. 실험체의 설치현황은 Fig. 4에 나타낸 바와 같으며, 200 kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 실험을 실시하였다. 실험체의 고정을 위하여 ‘ㄷ’자 형태의 강재 프레임을 제작하였으며, 알루미늄 프레임과 볼트로 접합하여 양단을 고정하였다. 유리패널에 작용하는 등분포 하중을 유사하게 묘사하고 가력부의 급격한 손상을 방지하기 위해 300×300 mm의 가압판을 제작하고, 모래를 채워 실험을 실시하였다. 시험기 상부의 로드셀(Load cell)을 이용하여 하중을 측정하였으며, 알루미늄 프레임과 유리패널의 변위 측정을 위하여 2개의 선형변위계를 설치하였다.
3. 실험결과 및 분석
3.1 노턴테이프의 영향
Fig. 5(a)는 노턴테이프 유·무에 따른 단위길이(mm)당 하중과 변위의 관계를 나타낸 것으로, 양 단부 변위의 평균값으로 변위를 나타내었다. 그림에 나타낸 바와 같이 노턴테이프를 제거함에 따라 초기강성이 감소하는 양상을 나타내었다. 최대 내력은 노턴테이프를 시공하지 않은 B_5+0 실험체에서 6.95(±0.42) N/mm를 나타내었고, 노턴테이프를 시공한 A_5+0 실험체에서 9.12(±1.17) N/mm를 나타내었다. 따라서 노턴테이프가 알루미늄 바와 유리패널 사이에 부착력에 영향을 주는 것으로 판단된다. 노턴테이프를 제거함에 따른 파괴양상은 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 A_5+0 실험체에서는 노턴테이프의 부착탈락과 함께 급격한 강도저하를 나타내었다. 반면 B_5+0 실험체의 경우 상부 실링재의 부착파괴 및 슬립과 함께 파괴되면 다소 연성적인 거동을 나타내었으며, 최대내력 이후 거동에서는 두 실험체가 유사한 양상을 나타내었다.
3.2 단부 실링재의 영향
Fig. 5(b)는 단부 실링재 시공 유·무에 따른 실험체의 거동특성을 나타낸 것으로, 단부 실링재 미시공한 C_5+0의 최대 내력은 7.94(±0.71) N/mm로 단부 실링재를 시공한 실험체에 비해 약 15%의 내력감소를 나타내었다. 단부 실링재 시공에 따른 초기강성 및 최대내력 시점의 변화는 미소한 것으로 판단된다. 다만, 단부 실링재를 미시공함에 따라 최대내력 이후 급격한 내력감소 나타났고 변형능력 또한 감소하는 것으로 나타났다. 이는 단부 실링재가 인장거동과 관련이 있는 것으로 판단되며, Fig. 7에 나타낸 바와 같이 변위 6 mm에서 단부 실링재가 미시공된 경우에는 부착탈락이 발생하는 반면, 단부 실링재가 시공된 경우 최종파괴 시까지 단부 실링재가 외력에 저항하며 비교적인 연성적인 파괴형상을 나타내었다
3.3 보강두께에 따른 영향
본 연구에서는 요구되는 하중에 비해 부착면적이 미확보된 기존 구조용 실링재 접합부의 보강방법 및 보강두께에 대한 영향을 평가하고자 하였으며, 기시공된 5 mm의 상부 실링재에 추가로 보강 실링재를 5 및 10 mm 시공한 실험체의 성능을 평가하였다. Fig. 8(a)는 상부 실링재의 보강두께에 따른 단위길이 당 하중-변위 관계를 나타낸 것으로, 보강두께 5 mm 실험체의 최대내력은 10.21(±0.29) N/mm로 무보강된 경우에 비해 약 12%의 내력 향상을 나타내었다. 10 mm 두께의 실험체의 최대내력은 10.57(±0.50) N/mm로 약 16%의 내력 향상을 나타내었다. 보강두께에 따른 단면적이 2 및 3배로 증가함을 가만할 때 실링재 보강에 따른 내력변화는 크지 않은 것으로 판단된다. Fig. 9(a),(b)는 변위 16 mm에서 A_5+5 및 A_5+10 실험체의 파괴양상을 나타낸 것으로 기존 실링재와 보강 실링재 사이의 부착파괴는 관찰되지 않았으며, 단부 실링재 함께 상부 실런재가 외력에 저항하면서 연성능력이 향상되는 것으로 나타났다. 특히, A_5+10 실험체의 경우 최대 내력 이후 강도가 미소하게 증가하는 특성을 나타내었다.
3.4 보강방법에 따른 영향
미확보된 실링재의 보수를 위한 방법으로 기존의 실링재를 제거하고 재시공하는 방법과 제거없이 보강 실링재를 시공하는 방법으로 구분하여 보강방법을 설정하였다. 보강시공 된 경우의 거동은 3.3절에 나타난 바와 같으며, 이와 같은 두께를 갖는 일체시공 실험체를 계획하였다. Fig. 8(b)는 일체시공 실험체의 단위길이 당 하중과 변위 관계를 실링재 두께에 따라 비교하여 나타낸 것이다. 실링재의 두께가 증가함에 따른 양상은 보강시공을 한 경우 동일하게 나타났으며, 최대내력보다 연성능력에 효과적인 것으로 나타났다. 10 mm의 상부 실링재를 시공한 A_10+0 실험체의 최대내력은 기준실험체에 비해 5% 감소하는 것으로 나타났으며, 15 mm의 상부 실링재를 시공한 C_15+0 실험체의 최대내력은 기준실험체에 비해 9% 증가하는 양상을 나타내었다. Fig. 9(c),(d)는 변위 16 mm 에서 파괴양상을 비교하여 나타낸 것으로, 시공두께가 두꺼워질 경우 더 높은 변위까지 부착력을 유지하는 것으로 나타났다.
Fig. 10은 일체시공과 보강시공 실험체의 최대내력을 변화를 나타낸 것으로, 보강시공 실험체가 일체시공 실험체에 비해 미소하게 높은 내력을 나타내는 것을 볼 수 있다. 따라서 기존의 실링재 제거 없이 보강시공을 하여도 무방할 것으로 판단된다. 다만, 초기시공 후 외부의 먼지 등에 의해 실링재가 오염되었을 경우 초기 실링재와 추가 실링재 사이의 부착력 미비현상이 발생할 수 있다. 따라서 보강시공시 기 시공된 실링재의 상태를 정밀하게 파악할 필요가 있으며, 시공 후 장기간이 지난 실링재의 보강방법은 향후 추가적인 실험을 통해 보완해야 할 것으로 판단된다.
3.5 구조용 실링재의 단위길이 당 하중산정
구조용 실링재의 단위길이 당 하중은 다음 Eq. 1과 같이 산정될 수 있다
여기서, Tmax 는 단위길이 당 하중 (N/mm)을 나타내며, ts 는 실링재의 시공두께(mm), fsl 은 실링재의 인장강도(MPa), α는 Fig. 11에 나타낸 바와 같이 유리패널과 실링재의 시공각도를 나타낸다. 실링재의 인장강도는 Table 2에서 나타낸 제원에 따라 2.5 MPa를 적용하였으며, α는 45º로 설정하였다. 상기 식에 근거하여 두께에 따라 계산된 단위길이 당 하중 및 실험 결과를 정리하여 Table 3에 나타내었다. 표에 나타낸 바와 같이 Eq. 1에 따라 계산된 값과 측정된 결과를 비교하였을 때 5 mm 실험군을 제외한 모든 실험체에 구조용 실링재의 단위 길이 당 하중이 과대평가 되는 양상을 나타내었다. 이는 파괴 양상에서 실링재의 인장파단이 아닌, 구조용 실링재와 알루미늄 바 사이의 부착파괴가 발생하기 때문으로 판단된다. 따라서 적절한 감소율(λs)이 필요할 것으로 판단되며, Fig. 12에 나타낸 바와 같이 실험의 최소값을 이용하여 감소율을 제시하였다. 다만, 본 연구에서 제시된 감소율은 단부 실링재와 노턴테이프가 시공된 경우에 한정되어 적용할 수 있을 것으로 판단된다. 향후 다양한 보강두께 및 단부 상태에 따른 실험을 추가적으로 진행하여 제안된 감소율을 보완할 수 있을 것으로 사료된다.
Table 2
Mechanical properties of structural sealant
| Main component | Hardening system | Specific gravity | Shore A Hardness | Tensile strength [MPa] | Restoration rate [%] |
|---|---|---|---|---|---|
| Silicone polymer | Neutral system | 1.38±0.1 | 35~45 | 2.5~3.5 | 96 |
Table 3
Summaries of specimen
4. 결론
본 연구는 국내에서 실제적으로 시공되고 있는 구조용 실링재의 접합상세를 파악하고, 이에 따른 내력평가를 통해 적절한 단위길이 당 하중을 제시하고자 실시되었으며, 실링재의 보강두께 및 보강방법을 변수로한 실험을 실시하였다. 또한 단부 실링재 및 노턴테이프등 구조용 실링재 접합부에 영향을 주는 요인을 파악하고 이에 대한 실험을 진행하였다. 상기의 연구결과를 근거로 하여 결론을 요약하면 다음과 같다.
1) 노턴테이프를 제거함에 따라 초기강성 및 최대내력이 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 노턴테이프의 부착력이 접합부의 거동에 영향을 주기 때문으로 판단되며, 연성능력과는 무관한 것으로 판단된다. 단부 실링재의 시공 여·부에 따른 영향을 평가한 결과 강성 및 최대내력의 차이는 미소하게 나타났나, 연성능력에서 큰 차이를 나타내었다. 따라서 단부 실링재는 커튼월 접합부에 예상치 못한 부착파괴가 발생하였을 때 유리패널의 낙하 및 2차적인 피해를 예방하는데 효과적일 것으로 판단된다.
2) 부착면적이 미확보된 접합부에 추가 실링재을 보강함에 따라 최대내력이 미소하게 증가하는 경향을 나타내었으며, 연성능력이 향상되는 것으로 나타났다. 일체시공에서도 부착두께가 증가함에 따라 동일한 양상을 나타내었다. 시공방법에 따른 영향을 비교한 결과, 보강시공을 할 경우 최대내력이 일체시공의 최대내력을 상회하는 것으로 나타났다. 따라서 보강 시공 방법이 효율적일 것으로 판단된다. 다만, 본 연구결과는 초기시공 후 2~3주 후에 보강을 한 경우에 한정된다. 따라서 초기시공 후 장기간이 경과하였거나 실링재가 오염된 경우에는 추가적인 연구를 통한 검증이 필요할 것으로 판단된다.
3) 구조용 실링재의 인장파단을 근거로 하는 단위길이 당 하중산정법은 현재 국내현장에서 주로 사용되는 45º시공방법에서의 내력을 크게 과대평가하고 있는 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서는 실험결과 최소값에 근거한 감소율을 제시하였다. 또한 본 연구의 제안은 한정된 실험체를 대상으로 하고 있기 때문에 단부 실링재 및 초기 실링재의 상태 등 다양한 연구를 추가적으로 실시하여 본 연구의 제안을 보완할 수 있을 것으로 판단된다.
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