보고서 정보
주관연구기관 |
충남대학교 Chungnam National University |
보고서유형 | 최종보고서 |
발행국가 | 대한민국 |
언어 |
한국어
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발행년월 | 2002-11 |
주관부처 |
농림부 Ministry of Agriculture and Forestry |
등록번호 |
TRKO201400024019 |
DB 구축일자 |
2014-11-10
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초록
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Ⅳ. 연구개발 결과 및 활용에 대한 건의
가. 연구개발 결과
1. 세부과제
1차년도에는 집성재 사용될 수 있는 접합부의 기본 단위인 볼트 접합부에 대한 2면 전단 시험을 실시하여 여러 가지 목재 및 철판, 철물의 조건에 따른 접합부의 강성 및 강도를 평가하였다. 2차년도에는 집성재 부재와 부재 사이의 접합부에 대하여 모멘트 저항 시험, 전단 시험 및 휨 시험을 실시하여 여러 가지 성상의 부재간의 접합부에 대한 강성 및 강도를 측정하였다. 3차년도에는 내화성능을 향상시키기 위하여 새롭게 개발된 부재들에 대한 휨 시험을
Ⅳ. 연구개발 결과 및 활용에 대한 건의
가. 연구개발 결과
1. 세부과제
1차년도에는 집성재 사용될 수 있는 접합부의 기본 단위인 볼트 접합부에 대한 2면 전단 시험을 실시하여 여러 가지 목재 및 철판, 철물의 조건에 따른 접합부의 강성 및 강도를 평가하였다. 2차년도에는 집성재 부재와 부재 사이의 접합부에 대하여 모멘트 저항 시험, 전단 시험 및 휨 시험을 실시하여 여러 가지 성상의 부재간의 접합부에 대한 강성 및 강도를 측정하였다. 3차년도에는 내화성능을 향상시키기 위하여 새롭게 개발된 부재들에 대한 휨 시험을 통하여 강성과 강도를 측정하고 집성재 건축물의 구조설계 방법을 개발하였다.
가) 1차년도 연구 결과 요약
1) 여러 가지 볼트 지름, 세 가지 목재 수종, 목재의 섬유방향과 하중방향 사이의 관계 등에 따른 볼트 접합부의 전단시험을 실시하여 볼트접합부의 설계에 활용할 수 있는 기초자료를 수집하였다.
2) 볼트접합부의 전단시험 방법에 대한 KS규격을 제안하여 이 연구에서 개발된 방법대로 KS F 2153 (목구조 철물접합부의 전단 시험 방법)으로 확정되었다.
3) 볼트의 지름이 증가할수록 볼트접합부의 강성 및 강도가 증가하였다.
4) 낙엽송 볼트접합부는 미송 볼트접합부와 거의 비슷한 강성 및 강도를 나타내었으며 소나무 볼트접합부는 약간 낮은 값을 나타내었다.
5) 목재-강철판 볼트접합부가 목재-목재 접합부보다 높은 강도를 나타내었다.
6) 강철판을 주부재로 사용한 접합부가 측면부재로 사용한 접합부보다 접합계수는 높게 나타났으나 항복강도 및 최대강도는 더 낮은 값을 나타내었다.
7) 목재-목재 접합부에서는 주부재와 측면부재 두 가지 모두 섬유방향이 하중에 평행한 경우가 가장 높은 강도를 나타내었으며 두 가지 모두 섬유방향이 하중에 수직한 경우가 가장 낮은 강도를 나타내었다.
8) 목재-목재 접합부에서 주부재의 섬유방향은 하중에 평행하고 측면부재의 섬유방향은 하중에 수직한 경우가 그 반대의 경우보다 접합계수는 높았으나 항복강도 및 최대강도는 낮게 나타났다.
9) 목재의 섬유방향이 하중에 평행한 경우에는 항복점에 도달한 후 하중이 감소하거나 또는 거의 균일한 상태에서 변위가 급격히 증가하는 경향을 나타내었으나 목재의 섬유방향이 하중에 수직한 경우에는 항복점에서 변위가 급격히 증가하다가 다시 하중이 빠르게 증가하는 경향을 나타내었다.
나) 2차년도 연구결과 요약
1) 접합부가 포함된 집성재 보의 하중-변위선도는 접합부가 없는 집성재 보의하중-변위선도보다 불규칙한 형상을 나타내었다.
2) 중앙에 접합부가 있는 집성재 보의 MOE 및 MOR은 접합부가 없는 부재에 비하여 MOE는 34∼65% 그리고 MOR은 27∼79% 정도의 값을 나타내었다.
3) 접합부재 중에서는 합판-못 접합부재의 MOE 및 MOR이 가장 높았다.
4) 볼트 접합부재의 MOE가 가장 낮게 나타났으며 철근 삽입 접합부재의 MOR이 가장 낮은 값을 나타내었다.
5) 볼트 접합부재 및 나사못 접합부재는 MOE는 낮게 나타났으나 MOR은 비교적 높은 값을 나타내었다.
6) 철근 삽입 접합부재는 접합부의 제작과정에 문제가 있어서 철근 삽입을 위한 구멍을 뚫기 및 에폭시 수지 주입에서 완전한 공정이 이루어지지 못하였기때문에 부재의 MOE 및 MOR이 낮게 나타났다.
7) 모든 접합부재들은 휨 하중에 의하여 중앙의 접합부가 벌어지면서 파괴가 발생하였으며 합판-못 접합부재에서는 덧댄 합판이 세로로 갈라지는 파괴형태를 나타내었다.
8) 주걱쇠 보강 볼트 접합부의 모멘트 저항 능력이 보강 안장쇠 접합부보다 2배 이상 높게 나타났다.
9) 보강 안장쇠 접합부에 대한 모멘트 저항 시험에서는 항복점이 뚜렷하였으며 주걱쇠 보강 볼트 접합부에서는 항복점이 뚜렷하게 나타나지 않았다.
10) 안장쇠 접합부에서는 변위가 증가할수록 목재와 철물이 분리되는 파괴형태를 나타내었다.
11) 주걱쇠 보강 볼트 접합부에 대한 반복하중 하에서의 모멘트 저항 시험 결과 1차, 2차 및 3차 특성곡선이 모두 거의 직선형태를 나타내었다.
12) 모멘트 저항 접합부에서 파괴는 주로 철물의 변형과 철물을 통한 섬유 직각 방향 압축에 의한 목재의 변형으로 나타났다.
13) 접합부의 전단시험에서는 볼트 접합부와 래그나사못 접합부 사이에 큰 차이가 없었다.
14) 안장쇠 접합부에서 안장쇠를 고정시키는 볼트 사이의 간격은 접합부의 전단 성능에 큰 영향을 미치지 못하였다.
다) 3차년도 연구 결과 요약
1) 접합부의 내화성능 향상을 위하여 외부 노출 철물에 대한 내화페인트 도장 및 목재덮개에 의한 보호 등의 2가지 방법이 사용될 수 있다.
2) 내화성능 향상을 위하여 개발된 접합부재들은 접합부가 없는 부재에 비하여 51∼97%의 MOE 및 18∼70%의 MOR을 나타내었다.
3) 내화성능 향상 접합부재는 2차년도의 접합부재에 비하여 MOE는 증가되었으나 MOR은 큰 차이를 보이지 않았다.
4) 강판 볼트 접합부재 및 래그나사못 접합부재는 비교적 높은 MOE값을 나타 내어 초기 강성이 높음을 알 수 있다.
5) 강판 볼트 접합부재, 래그나사못 접합부재 및 철판 상하 분리 볼트 접합부재는 접합부가 없는 부재에 비하여 약 60∼70%의 비교적 높은 MOR을 나타내었다.
6) 라멘 철물 접합부재는 MOE는 비교적 높은 값을 나타내었으나 MOR은 낮은 값을 나타내었다.
7) 인장볼트 접합부재는 MOE 및 MOR 모두 낮은 값을 나타내었다.
8) 강판 볼트 접합부재는 접합부의 양끝에 상하로 배열된 볼트열을 따라서 파괴가 진행되었고 이 부분의 유효 단면적이 감소하여 하중에 대한 저항력이 감소된 것으로 생각되며 양끝에 배열된 볼트 사이의 간격을 증가시킬 필요가 있을 것으로 생각된다.
9) 모든 접합부재에서 하중이 증가함에 따라서 접합부의 벌어짐이 관찰되었다.
10) 인장볼트 접합부재에서는 인장볼트를 통하여 전달된 하중이 와셔 밑의 좁은 면적에 집중됨으로써 와셔 밑의 목재부분이 섬유방향 압축에 의하여 변형되는 파괴형태를 나타내었다.
11) 라멘 철물 접합부재에서는 목재에 삽입된 이중볼트가 인장력에 의하여 뽑혀 나오고 중간 철물에 설치된 전단 볼트에 의하여 철물의 볼트 구멍이 찌그러지는 변형이 관찰되었다.
12) 부재 사이의 접합부가 강성 접합을 이루는 집성재 구조의 구조설계에는 포탈프레임 해석법 및 외팔보 해석법이 적용될 수 있다.
13) 아치구조는 정정구조인 3개의 힌지를 갖는 구조 또는 부정정구조인 2개의 힌지를 갖는 구조로 설계될 수 있다.
14) 대부분의 집성재 구조는 매우 복잡한 형태 및 큰 치수를 가지고 있기 때문에 손으로 계산하기에는 무리가 있으며 시중에서 구조설계용으로 판매되는 프로그램의 철골구조 설계 부분을 적용할 수 있다.
15) 시판 구조설계 프로그램의 철골구조 부분을 적용하여 구조계산을 하여 각각의 구조부재에 작용하는 하중 및 모멘트의 최대값을 구한 후 이에 대한 구조설계는 손 계산으로 실시한다.
16) 집성재의 구조설계에 적용될 수 있는 조정계수 및 설계 과정을 순서대로 수록하였다.
2. 협동과제
1차년도에는 집성재 보의 내화성능을 평가하여 1시간 내화성능을 만족시키기 위하여 필요한 조건을 찾는데 주력하였다. 2차년도에는 집성재 기둥의 내화성능 및 철물 접합부재의 내화성능을 평가하였다. 3차년도에는 2차년도에 시험을 실시한 철물 접합부재들의 내화성능이 기대 이하로 나타남으로써 철물 접합부재들의 내화성능 향상 방법을 개발하고 내화성능이 개선된 철물 접합부재의 내화성능을 평가하였다.
가) 1차년도 연구 결과 요약
1) 화염에 노출된 상태에서 집성재 보의 처짐은 시간이 지남에 따라서 증가하였고 처짐의 증가속도도 시간이 갈수록 급격하게 증가하는 경향을 나타내었다.
2) 집성재 표면으로부터 15mm 깊이는 가열 후 20분 정도에서 목재의 탄화온도인 400℃를 초과하였고 30mm 깊이는 가열 후 약 40분 정도에서 탄화온도에 도달하였다.
3) 1시간 동안 가열 후에도 45mm 및 60mm 깊이에서는 탄화온도에 도달하지 않아서 약간의 강도 감소는 있지만 건전한 목재로 남아있었다.
4) 130mm 나비의 부재는 모든 항목에서 1시간 내화성능에 미달되었으며 나비 150mm의 부재는 일부 항목에서 기준에 미달되었고 나비 170mm의 부재는 모든 항목에서 기준에 합격하였다.
5) 낙엽송 및 미송은 1시간당 탄화량를 40mm로 볼 수 있으며 소나무를 1시간당 탄화량을 45mm로 볼 수 있다.
6) 낙엽송 및 미송의 평균탄화속도는 0.60mm/min이며 소나무의 평균탄화속도는 0.65mm/min인 것으로 나타났다.
7) 1시간 내화성능을 만족시키기 위해서는 부재의 나비가 최소한 150mm 이상되어야 하며 부재의 높이는 250mm 이상 되어야 한다.
8) 집성재의 열전도율은 목재의 비중이 증가함에 따라서 증가하는 경향을 나타내었다.
9) 비중이 낮은 소나무가 비중이 높은 낙엽송에 비하여 열전도율은 낮지만 탄화속도는 더 높은 것으로 나타났다.
나) 2차년도 연구 결과 요약
1) 모든 접합 집성재 보가 가열 후 5∼28분 만에 파괴되어 1시간 내화성능에 불합격하였다.
2) 외부에 노출된 철물에 내화페인트를 도장하지 않았기 때문에 철물이 높은 열에 쉽게 열화되어 급격한 파괴현상이 나타났다.
3) 합판-못 접합 집성재 보는 표면에 덧댄 얇은 합판이 쉽게 탄화되면서 가열 후 5분 만에 파괴되어 가장 짧은 내화성능을 나타내었다.
4) 접합부의 내화성능이 예상보다 짧게 나타나서 접합부의 내화성능을 향상시킬 수 있는 대책이 마련되어야 할 것으로 생각된다.
5) 접합 집성재보의 평균탄화속도는 0.33∼0.75mm/min를 나타내었으나 시험 시간이 너무 짧아서 의미있는 결과로 받아들이기는 힘들 것으로 생각된다.
6) 시험편이 너무 빨리 파괴되었기 때문에 시험편이 파괴될 때까지도 집성재의 내부온도는 15mm 깊이를 제외하고 대부분 탄화온도에 도달하지 않은 상태이었다.
7) 집성재에서 접착층이 있는 방향과 접착층이 없는 방향의 열전도율이 비슷하여 접착층이 열전도율에 미치는 영향은 미미한 것으로 판단된다.
8) 집성재 기둥은 모두 1시간 내화성능을 만족하였다.
9) 집성재 기둥의 평균탄화속도는 집성재의 경우와 유사하였다.
10) 집성재 기둥은 매우 작은 변형량 및 변형율을 나타내었다.
다) 3차년도 연구 결과 요약
1) 외부에 노출되는 철물에는 내화페인트를 칠하고 내부에 삽입되는 철물은 목재덮개로 보호한 접합부재는 거의 1시간 내화성능을 만족하였다.
2) 화염에 노출되는 목재 밑면으로부터 30mm 정도의 깊이에 삽입된 철물은 1시간 이내에 주변의 목재가 모두 탄화되어 철물 접합의 강도가 소실되는 것으로 나타났다.
3) 목재 표면으로부터 30mm 깊이까지는 가열 후 40분 정도에 목재의 탄화온도인 약 400℃에 도달하는 것으로 나타났다.
4) 1.2mm 두께의 내화페인트가 0.6mm 두께의 내화페인트보다 더 높은 내화성능을 나타내었다.
5) 집성재 내부에 삽입되는 철물은 목재 표면으로부터 최소한 40mm 이상의 깊이에 삽입되어야 1시간의 내화성능을 만족할 수 있을 것으로 판단된다.
6) 시험편의 평균탄화속도는 0.55∼0.71mm/min를 나타내어 이전의 시험결과와 비슷하였다.
Abstract
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Ⅳ. Results and application
1. Section A
In the 1st year, double shear tests for bolt joints were performed to obtain basic data for structural design. In the 2nd year, connections between glulam members were tested for moment resistance, shear strength, and bending performance. In the 3rd year
Ⅳ. Results and application
1. Section A
In the 1st year, double shear tests for bolt joints were performed to obtain basic data for structural design. In the 2nd year, connections between glulam members were tested for moment resistance, shear strength, and bending performance. In the 3rd year, glulam beams with mechanical joints that were developed to improve fire-resistance were tested and structural design method for glulam structures were developed.
a. Summary of the research results for the 1st year
1) Basic data for shear performance of bolt joints were obtained by performing double shear tests of bolt joint having various combinations of species, bolt diameters, relationship between grain direction and load direction, and kind of main and side members.
2) Method of shear test for joint that have been developed in this study have been established as KS F 2153.
3) Stiffness and strength of bolt joints increased as diameter of bolt increased.
4) Stiffness and strength of bolt joint made of larch and Douglas-fir were similar to each other and bolt joints made of red pine showed slightly lower values.
5) Bolt joints between wood and steel plate were stronger than bolt joints between wood and wood.
6) Bolt joints with steel main members showed higher joint moduli, and lower strength than bolt joints with steel side members.
7) In bolt joints between wood and wood, joints with grain parallel to loading for main and side members were strongest and joints with grain perpendicular to loading for main and side members were weakest.
b. Summary of the research results for the 2nd year
1) Load-displacement diagrams for glulam beams with joints showed irregular shape than those of glulam beams without joints.
2) For glulam beams with joints at center, MOE was 34∼65% and MOR was 27∼79% of those for glulam beams without joints.
3) MOE and MOR of glulam beams with nailed plywood gusset joint at center showed highest values among glulam beams with joints.
4) MOE was lowest for glulam beam with separated steel plate and bolt joint at center and MOR was lowest for glulam beam with glued-in rod joint at center.
5) Glulam beams with separated steel pate and bolt joint, and with top and bottom steel plate and lag screw joint showed low MOE but their MOR were relatively high.
6) Glulam beam with glued-in rod joint hjad problem in manufacturing process and showed low MOE and MOR.
7) In all the glulam beams with joints, failure was developed by widening of joint and vertical breakage of plywood was observed for glulam beam with nailed plywood gusset joint.
8) Moment-resistance of bolt joint with steel plate and spoon tie was two times higher than that of reinforced hanger joint.
9) Load-displacement diagram of reinforced hanger joint showed clear yield point but it was not clear for bolt joint with steel plate and spoon tie.
10) In reinforced hanger joint, hanger connector was separated from wood as displacement increased.
11) In the testing of bolt joints with steel plate and spoon tie under cyclic loads, envelop curves for the 1st, 2nd and 3rd cycles were very close to each other and almost linear.
12) Failures in moment-resisting joints were mostly caused by deformation of fasteners and connectors, compressive deformation perpendicular to grain in wood under steel.
13) In shear tests of joints, there is no difference between bolt and lag screw joints.
14) In hanger joints, spacing between bolts used to anchor connector to wood had no effect on shear performance.
c. Summary of the research results for the 3rd year
1) To improve fire-resistance of joint, two methods such as coating of fire-resisting paint on exposed steel and wood covering for steel can be employed.
2) Jointed members developed for improvement of fire-resistance 51∼97% of MOE and 18∼70% of MOR compared to members without joint.
3) Glulam beams with bolted steel gusset joint, and top and bottom steel plate and lag screw joint showed relatively high initial stiffness.
4) Glulam beams with bolted steel gusset joint, top and bottom steel plate and lag screw joint, and separated steel plate and bolt joint showed relatively high MOR, which is around 60∼70% of MOR for glulam beams without joint.
5) For glulam beams with Rahmen connector joints, MOE was relatively high but MOR was very low.
6) For glulam beams with tension bolt joint, MOE and MOR were very low.
7) For glulam beams with bolted steel gusset joint, failure was developed along the bolt row located at both ends of joint.
8) For all glulam beams with joints, widening of joint was observed as load increased.
9) For glulam beams with tension bolt joint, load transmitted through tension bolts was concentrated on small area under washer, and deformation was developed by crushing of wood under washers.
10) For structural analysis of glulam structures forming rigid frame, both of portal and cantilever analysis methods can be applied.
11) For structural analysis of complicated glulam structures, structural analysis for steel structures in commercial softwares for structural design can be applied.
12) After analysing glulam structures by application of software, structiral design can be performed by hand calculations.
2. Section B
In Section B, glulam beams were tested to evaluate fire-resistance and to check conditions required to satisfy 1 hour fire-resistance for glulam in the 1st year. In the 2nd year, fire-resistance of glulam columns and glulam
beams with joints were evaluated. In the 3rd year, glulam beams with joints developed for improved fire-resistance were tested.
a. Summary of the research results for the 1st year
1) Under fire, deflection and deflection rate of glulam beams increased very fast as time passed.
2) Temperature at 15mm and 30mm depth reached 400℃, that is considered to be charring temperature of wood, after around 20 and 40 minutes of burning, respectively.
3) After burning for 1 hour, temperature at 45mm and 60mm depth did not reach charring temperature, which means there is still sound wood at that depth after 1 hour of burning.
4) All the glulam beams with 130mm width and part of glulam beams with 150mm width failed for 1 hour fire-resistance, and all the glulam beams with 170mm width satisfied 1 hour fie-resistance requirements.
5) Charring depth after fire-resistance tests for 1 hour was 40mm for larch and Douglas-fir glulam and 45mm for red pine glulam.
6) Average charring rate was 0.60mm/min for larch and Douglas-fir and 0.65mm/min for red pine.
7) To satisfy 1 hour fire-resistance requirements, minimum 150mm width and 250mm depth are required.
8) Thermal conductivity for glulam increased as specific gravity of wood increased.
9) Red pine with low specific gravity showed low thermal conductivity and high charring rate compared to larch with high specific gravity.
b. Summary of the research results for the 2nd year
1) All the glulam beams with joints failed within 5∼28 minutes of burning and did not satisfied 1-hour fire-resistance requirements.
2) Fire-resisting paint was not applied to exposed steel parts, and steel fasteners and connectors were easily weaken under fire and experienced abrupt failures.
3) For glulam beams with nailed plywood gusset joint, thin plywood exposed to fire was burnt very fast and failed in 5 minutes after burning.
4) Fire-resistance of glulam beams with joints was lower than expected, and, thus, methods to improve fire-resistance of such members shall be developed.
5) Total burning time for each glulam beam was too short to calculate average charring rate.
6) Interior temperature did not reach charring temperature except 15mm depth, because all the specimens failed too fast.
7) Glue line did not affect thermal conductivity.
8) All the glulam columns satisfied 1 hour fire-resistance requirements.
9) Average charring rate for glulam columns were similar to that for glulam beams.
10) Deformation and deformation rate for glulam columns under fire were very small and negligible.
c. Summary of research results for the 3rd year
1) Glulam beams with fire-resisting paint coating on exposed steel parts and wood covering for inserted steel parts mostly satisfied 1 hour fire-reistance requirements.
2) Steel fasteners inserted into wood at 30mm depth lost all the strength because wood surrounding fasteners was completely charred within 1 hour.
3) Up to 30mm depth from wood surface, temperature reached 400℃ at around 40 minutes of burning.
4) 1.2mm thick coating of fire-resisting paint showed higher fire-resistance than 0.6mm thick coating.
5) For steel fasteners inserted into wood, at least 40mm of depth is required to satisfy 1 hour fire-resistance requirements.
6) Average charring rate was 0.55∼0.71mm/min and similar to the results of previous tests.
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