Research Paper

Journal of the Computational Structural Engineering Institute of Korea. 30 June 2024. 197-204
https://doi.org/10.7734/COSEIK.2024.37.3.197

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 전통목구조의 특징 및 연구 목적

  • 3. 3차원 구조해석 모델의 구축

  • 4. 운한각의 구조성능 평가

  •   4.1 정적해석 결과 분석

  •   4.2 고유치해석 결과 분석

  • 5. 결 론

1. 서 론

수원시에 위치한 화령전은 정조의 초상화인 어진을 모신 곳으로 정조 승하 이듬해인 1801년 세워졌다. 화령전은 약 2개월 간의 짧은 기간에 당대 최고 기술자들이 참여하여 완성하였으며, 정교하고 세련된 19세기 초기의 조선시대 건축양식이 잘 나타나 있다. 운한각은 가운데 정조의 어진을 중심으로 좌우에 익실이 있는 좌우 대칭 형태이다. 운한각 후면의 중앙 3칸은 고맥이석부터 창방까지 전벽돌 화방벽으로 되어 있어 건물 전후로는 건축적 및 구조적으로 비대칭이다.

운한각 외부 오른쪽에는 어진을 임시로 보관하는 이안청이 있고, 운한각과 이안청 사이는 복도각이 있어 두 건물을 잇고 있다. 전체적으로 운한각, 복도각, 이안청이 Fig. 1에서 보는 바와 같이 ㄷ자 형식으로 배치되어 있다. 운한각은 팔작지붕의 2고주 7량가의 2익공 1출목형식이고 정면 5칸, 측면 4칸이다. 운한각과 이안청, 복도각은 창건 당시의 원형을 잘 유지하여 역사적 및 건축적 가치가 인정되어 2019년 보물 2035호로 지정되었다.

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Fig. 1.

Overall view of Suwon Hwaryeongjeon

근래 운한각은 1978년과 1999년에 수리되었다. 1978년 수리에서는 기단, 계단, 지붕 및 목공사가 수행되었다. 지붕공사로는 기와를 전부 번와하였고 암기와 1,665매, 수키와 603매, 암막새 54매, 숫막새 54매가 교체되었다. 목공사로는 부후된 장연 24본, 단연 24본, 선자연 13본, 부연 24본, 개판 24개 및 모든 평고대와 연암이 교체되었다. 1999년 수리에서는 산자 이상을 해체하여 적심의 70%를 새로운 부재로 교체하였고, 암기와 3,147매, 수키와 1,385매, 암막새 114매, 숫막새 114매 등 대략 기와의 40%가 교체되었다. 지붕가구 위주로 수리되었으며, 기둥이나 창방 등의 주요 구조부재는 외적으로는 건재해 보이나 할렬이 크고 세월에 따른 부후가 진행되어 구조 안전성에 대한 검토가 필요한 상황이다.

2. 전통목구조의 특징 및 연구 목적

전통목구조는 목재가 주요 구조부재로 사용되며, 목재는 시간경과에 따라 부후가 진행되어 물성이 약해지는 특징이 있다(Kim, 2018). 특히 습기에 약하여 빗물이 잘 들이치는 기둥 하부는 쉽게 부후되어 동바리이음 등으로 해당 부위를 교체하기도 한다. 전통목구조는 지붕곡 형성을 위해 지붕이 두꺼우며 기와, 보토, 적심 등으로 지붕하중이 무거운 특징이 있다. 이러한 무거운 지붕하중은 지진하중에는 불리하나 목재만의 짜맞춤 접합부를 강하게 눌러주어 접합부 강성을 키워주는 장점도 있다(Kim and Lee, 2013). 전통목구조는 평면형태나 가구형식 및 벽체의 배치 등에 따라 거동특성이 크게 변하기도 한다(Lee and Kim, 2022). 따라서 전통목구조의 구조적 성능을 제대로 파악하기 위해서는 가구형식, 접합유형, 평면형태, 벽체 배치, 지붕형태, 지붕무게, 목재의 종류 및 부후 정도 등을 종합적으로 고려할 필요가 있다.

전통목구조의 구조성능 파악을 위해 다양한 연구가 수행되었다. 전통접합부의 성능실험(Seo et al., 1999), 현대식 철물접합부의 성능실험(Kim et al., 2015), 전통벽체의 성능실험(Hwang et al., 2019), 전통목구조 축소모델에 대한 동적실험(Lee et al., 2013; Suzuki and Maeno, 2006), 실물 한옥의 현장진동실험이 수행되었고(Kim et al., 2021; 2022), 3차원 구조해석에 의한 구조성능 평가도 이루어졌다(Kim, 2015; Min and Park, 2011). 최근에는 지진의 위험이 증가함에 따라 전통목구조의 내진성능 평가 연구가 다수 수행되었다(Kim, 2019; Lee and Kim, 2020).

본 연구는 조선 후기의 대표적인 익공형식 전각 건물인 화령전 운한각에 대하여 저자의 연구(Suwon City, 2021)를 바탕으로 구조성능을 평가하고자 한다. 화령전은 건립이 결정된 이후 2개월 만에 완공되어 목재를 충분히 건조할 시간이 부족하여 Fig. 2와 같이 단면이 큰 주요 구조부재에서 할렬이 크게 보이고 있다. 짜맞춤접합과 제재목을 사용하는 전통목구조에서 할렬은 일반적인 현상이고 구조적으로 크게 문제는 없으나 이에 따른 뒤틀림 등 부재의 변형은 심미적 및 사용성 측면에서 문제를 야기할 수 있다. 연구방법으로 도면과 정밀실측조사보고서 및 현장조사를 바탕으로 운한각의 지붕하중을 산정하고, 3차원 구조해석 소프트웨어로 해석모델을 정교하게 구축하였다. 중력하중에 대한 정적 구조해석으로 주요 구조부재의 안전성과 사용성을 평가하고, 고유치해석으로 고유주기와 고유모드 등 동적특성을 평가하였다.

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Fig. 2.

Cleavage of structural members of Unhangak

3. 3차원 구조해석 모델의 구축

운한각은 Fig. 3과 같이 지붕의 가로, 세로 길이는 각각 18.3m, 14.23m이고, 전체 높이는 9.37m이다. 평면의 가로, 세로 길이는 각각 14.2m, 9.88m이다. Fig. 3(d)에 기둥 유형별로 평주(Type A), 우주(Type B), 고주(Type C)를 나타내었다. Fig. 4는 운한각의 외부 및 내부 모습이다.

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Fig. 3.

Elevation and section of Unhangak (mm)

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Fig. 4.

Exterior and interior of Unhangak

Fig. 5는 3차원 구조해석 소프트웨어인 midas Gen(Midas Gen Ver.890, 2020)으로 구축된 운한각의 구조해석모델이다. 해석모델은 전통목구조 구축방법을 최대한 따랐다. 기둥하부는 초석과 힌지접합으로 가정하였고, 목재 부재간의 접합부는 힌지이음 또는 반강접으로 가정하였다. Fig. 5(a)는 전체 해석모델이고, Fig. 5(b)는 서까래와 개판 등 지붕표면에 있는 부재를 제외한 해석모델이다. Fig. 5(c)와 (d)는 각각 건물 중앙의 횡방향 및 종방향 단면도이다.

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Fig. 5.

Structural analysis model of Unhangak

운한각의 주요 수직하중은 기와, 보토, 적심 등에 의한 지붕하중이며, Table 1과 같이 투영면적 기준 8.721kN/m2이다. 이는 비슷한 규모의 일반적인 한옥의 범위에 속한다. 운한각 주요 구조부재의 목재는 부후 수준을 고려하여 소나무류 2등급으로 가정하였고, 물성은 Table 2와 같다. 운한각 후면 화방벽 전벽돌의 탄성계수는 국가건설기준(750 × fm’)을 따랐으며, 전벽돌의 규정압축강도(fm’)는 15MPa로 가정하여 화방벽의 탄성계수는 11,250MPa을 적용하였다.

Table 1

Vertical roof load of Unhangak

Roof load per unit area Trajectory area Total roof load
8.721kN/m2 273.38m2 2,385.15kN
Table 2

Material properties of wood for Unhangak (MPa)

Species Grade Fb Ft Fc Fv E
Pine 2 6.0 3.5 4.5 1.1 9,000

4. 운한각의 구조성능 평가

운한각의 구조성능은 설계하중에 대한 탄성 정적해석과 고유치해석으로 평가하였다. 목구조는 허용응력설계법이 적용된다. 운한각의 수직하중에는 고정하중인 지붕하중과 골조자중이 주를 이루고 여기에 적설하중, 지붕활하중, 바닥활하중이 있다. 바닥활하중은 1층 마루바닥에 작용하여 귀틀과 초석을 통해 바로 지반으로 전달되어 실제 골조의 응력에는 영향이 없다고 볼 수 있어 응력검토시 제외하였다. 각 하중의 크기와 하중기간계수를 적용하면 실질적으로 고정하중이 응력검토를 위한 위험하중조합이 된다. 풍하중과 지진하중 같은 수평하중은 접합부의 강성을 정확하게 반영하기 어려워 본 연구에서는 고려하지 못한 한계가 있다. 수직하중에 대한 구조검토시에는 대부분의 접합부는 보수적인 관점에서 힌지로 가정하였다. 다만, 구조물의 안정성 확보와 고유치해석시 구조물의 동적거동특성 분석을 위하여 기둥과 주요 수평부재 접합부에는 4.2절 설명과 같이 일정 회전강성을 부여하였다.

4.1 정적해석 결과 분석

Fig. 6은 위험하중조합인 고정하중 하에서의 전체 구조물의 부재력도이다. 전체적으로 접합조건 및 지지조건에 맞추어 부재력도가 나타나고 있다. Fig. 7Table 3은 기둥의 축응력을 평가한 것이다. 기둥의 최대 축응력은 모서리 기둥(Type B)에서 1.381MPa이며, 설계허용응력에 대한 응력비는 0.353으로 여유가 있다. 전체 기둥의 평균 축응력비는 0.209로 일반적인 한옥의 범위에 속하고 있다. Fig. 8은 응력검토를 위한 주요 수평부재의 휨모멘트도이다. Table 4Table 5는 주요 수평부재의 휨응력과 전단응력을 평가한 것이다. 외목도리의 휨응력 외에는 모든 부재가 허용범위 내에 충분히 들고 있다. 외목도리의 휨응력비는 1.207로 설계허용응력을 20.7% 초과한다. 목재를 소나무류 2등급으로 다소 보수적인 조건으로 검토하였고, 가시적인 손상 등이 보이지 않으므로 안전하지 않다고 보기에는 이르다고 판단된다.

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Fig. 6.

Member forces of overall structure

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Fig. 7.

Axial stress of columns (MPa)

Table 3

Axial stress evaluation of columns

Member Section
(mm)
Max. axial force
(kN)
Max. axial stress
(MPa)
Design allowable axial stress
(MPa)
Axial stress ratio
Type A D410 141.67 1.073 3.908 0.275
Type B D410 182.26 1.381 3.908 0.353
Type C D410 107.85 0.817 3.775 0.216
Average D410 106.21 0.804 3.841 0.209

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Fig. 8.

Bending moment of main members (kN·m)

Table 4

Flexural stress of main horizontal members

Member Section
(mm)
Max. moment
(kNm)
Max. flexural
stress
(MPa)
Design allowable flexural
stress(MPa)
Flexural stress ratio
Chunglyang 430×500 32.273 1.801 5.130 0.351
Daelyang 330×360 2.283 0.320 5.130 0.062
Oegidori D340 7.871 2.040 5.130 0.398
Jusimdori D330 6.682 1.894 5.130 0.369
Oemogdori D270 11.966 6.192 5.130 1.207
Table 5

Shear stress of main horizontal members

Member Section
(mm)
Max. shear force
(kN)
Max. shear stress
(MPa)
Design allowable shear
stress(MPa)
Shear stress ratio
Chunglyang 430×500 21.979 0.153 0.990 0.155
Daelyang 330×360 1,631 0.021 0.990 0.021
Oegidori D340 29.994 0.440 0.990 0.444
Jusimdori D330 21.545 0.336 0.990 0.339
Oemogdori D270 26.937 0.627 0.990 0.633

운한각의 사용성은 처짐으로 검토하였으며, 장기설계하중과 단기설계하중을 모두 고려하였다. 장기처짐계수는 미건조 제재목에 대한 2.0을 적용하였다. 최종처짐은 “장기설계하중(고정하중)에 의한 처짐 × 2 + 단기설계하중(적설하중, 바닥활하중)에 의한 처짐”으로 산정하였다. Fig. 9는 전체 건물 및 주요 골조의 변형모습이다. Fig. 9(a)는 전체적인 변형모습이고 Fig. 9(b)는 지붕의 변형모습이며, Fig. 9(c), (d)는 건물 중앙부 X 및 Y 방향 골조의 변형모습이다.

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Fig. 9.

Overall deflected shape under long-term vertical load (mm, Scale Factor 1)

운한각의 가장 큰 처짐은 추녀 옆 선자서까래 부근에서 140.02mm가 발생하였다. 이는 기둥의 축변형, 외목도리의 처짐, 주심도리의 처짐 등 전체적인 변형이 누적된 값으로 실제 육안으로는 주위 부재를 기준으로 한 상대처짐이 관찰되므로 쉽게 인지하기는 어렵다.

Fig. 10은 주요 지붕골조의 변형 모습이며, 세부적인 변형 확인을 위해 실제 변형을 100배 확대하여 나타내었다. Fig. 10(b)는 종도리, 종도리장혀, 종도리뜬창방, 종량, 중량의 변형 모습이고, Fig. 10(c)는 하중도리, 하중도리장혀, 외기도리, 외기도리장혀, 중량의 변형 모습이며, Fig. 10(d)는 주심도리, 주심도리장혀, 외목도리, 외목도리장혀의 변형모습이다. 앞서 부재력과 마찬가지로 전체적으로 각 부재의 접합조건 및 지지조건에 맞추어 전통목구조에서 일반적으로 예상되는 변형 모습을 보이고 있으며, 이로부터 해석모델링 및 구조해석의 신뢰성을 상당부분 확인할 수 있다.

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Fig. 10.

Detailed deflection of roof frames under long-term vertical load (mm, Scale factor 100)

Table 6은 주요 수평구조부재의 처짐에 대한 평가결과이다. 각 부재의 최대처짐은 부재 양단을 기준으로 한 상대처짐으로 산정하였으며, 허용처짐은 부재길이의 1/240로 하였다. 가장 큰 처짐비는 0.465로서 가장 큰 휨응력비를 보인 외목도리에서 나타났다. 대부분의 부재는 처짐비가 0.3 이하로 처짐에 대하여 충분히 여유가 있는 것으로 나타났다.

Table 6

Structural evaluation of long-term deflections

Member Section
(mm)
Length (mm) Analyzed deflection
(mm)
Allowable deflection
(mm)
Deflection ratio
Chunglyang 430 × 500 5,600 5.58 23.33 0.239
Daelyang 330 × 360 5,600 1.30 23.33 0.056
Oegidori D340 2,800 1.05 11.67 0.090
Jusimdori D330 3,700 2.42 15.42 0.157
Oemogdori D270 2,500 4.85 10.42 0.465

4.2 고유치해석 결과 분석

운한각의 동적특성을 분석하기 위하여 고유치해석을 수행하였다. 고유치해석을 위하여 지붕하중과 골조자중을 질량으로 변환하였으며, 해석에 사용된 질량은 Table 7과 같다. 기둥과 주요 수평부재인 창방, 대량, 맞보와의 접합부에는 기존 연구(Kim, 2015)를 참고하여 5%의 상대회전강성을 부여하였으며, 그 위치는 Fig. 11과 같다. 고유치해석에 의한 각 모드별 주기 및 질량참여율은 Table 8과 같고, 1, 2, 3차 모드형상은 Fig. 12와 같다. 1차 모드는 Y방향 병진운동, 2차모드는 수직축에 대한 회전과 약간의 X방향 병진운동, 3차모드는 X방향 병진운동과 약간의 수직축에 대한 회전으로 나타났다. 운한각의 고유주기는 1.079초이며, 이는 비슷한 규모 전통목구조의 고유주기(Ahn et al., 2022; Kim et al., 2016) 보다 약간 긴 편이다. 덕수궁 대한문, 여수 진남관, 숭례문 및 통영 세병관의 경우 현장진동실험에 의한 고유주기는 각각 0.79초, 0.75초, 0.74초 및 0.73초이다. 이러한 차이는 접합부 강성의 차이와 골조 사이의 부분적인 벽체 및 창호 등이 모델링에 포함되지 않은 영향으로 판단된다.

Table 7

Mass for eigenvalue analysis (kN・sec2/m)

Roof load mass Frame load mass Total mass
243.14 61.51 304.65

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Fig. 11.

Joints of rotational stiffness were applied

Table 8

Dynamic characteristics from eigenvalue analysis

Mode Natural frequency
(Hz)
Natural
period
(sec)
Modal participation factors (%)
X Y RZ
1st 0.927 1.079 0.00 93.94 0.02
2nd 0.986 1.014 17.03 0.02 78.93
3rd 1.214 0.824 75.12 0.00 15.44

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Fig. 12.

Main vibration mode shapes

운한각의 후면에는 Fig. 3(d)Fig. 4와 같이 전벽돌로 된 화방벽이 있어 전면과 후면의 X방향 횡강성이 크게 차이가 있다. 따라서, 2차모드에서 비틀림거동이 크게 나타났다고 분석된다. 한편, 운한각의 후면부 우측은 Fig. 1(b)에서 보는 바와 같이 복도각과 연결되어 있으나, 해석모델에서는 이를 반영하지 못한 한계가 있다. 운한각에 대한 복도각의 지지역할은 X방향으로는 약간 있으나 Y방향으로는 미소하다고 예상되며, 이는 추후 현장진동실험으로 평가할 계획이다.

5. 결 론

본 연구에서는 보물 2035호로 지정된 조선 후기의 전통목구조인 화령전 운한각에 대하여 3차원 구조해석을 통하여 주요 구조부재의 안전성과 사용성 및 동적특성을 평가하였다.

안전성은 주요 구조부재의 응력비로 평가하였다. 운한각 기둥의 축응력비는 최대 0.353, 평균 0.209로 충분한 여유를 보이고 있다. 운한각 주요 수평부재의 휨응력비는 대부분 0.40 이하로 여유가 있으나, 외목도리에서 1.207로 설계허용응력을 20.7% 초과하고 있다. 외목도리는 주심도리 바깥쪽에서 지렛대 받침점처럼 지붕하중을 서까래를 통해 직접 받고 있어 응력비가 크게 나왔다고 분석된다. 다만, 목재의 재질을 보수적인 조건으로 검토하였고 외목도리에 가시적인 변형이나 손상이 보이지 않아 당장은 크게 문제없을 것으로 보이지만 장기적인 모니터링이 필요하다고 사료된다. 주요 수평부재의 전단응력비는 외목도리에서 0.633으로 최대였고, 나머지 부재에서는 대부분 0.5 이하로 여유가 있다. 휨응력비와 전단응력비는 부재간의 편차가 다소 컸으나 이는 전통목구조의 가구 구성상 일반적인 상황으로 운한각에서의 특이점은 보이지 않았다.

사용성은 주요 수평부재에 대해 장기 및 단기설계하중을 모두 고려한 처짐으로 평가하였다. 가장 큰 처짐비는 0.465로 외목도리에서 보였으며, 나머지 부재는 0.3 이하로 여유있게 나타났다.

운한각의 동적 거동특성은 고유치해석으로 평가하였으며, 주요 접합부의 강성을 가정하여 적용하였다. 고유주기는 1.079초로 비슷한 규모의 전통목구조 보다는 약간 긴 편이다. 1차모드는 건물의 전후방향인 Y방향 병진운동, 2차모드는 수직축에 대한 비틀림, 3차모드는 건물의 좌우방향인 X축에 대한 병진운동으로 나타났다. 2차모드에서 비틀림을 보인 것은 운한각 후면에 전벽돌 화방벽이 있어 건물 전후면의 X방향 강성이 구조적으로 비대칭인 때문으로 분석된다.

본 연구에서는 해석적인 연구 위주로 수행되어 접합부의 강성을 실물을 기반으로 제대로 평가하지 못한 한계가 있다. 추후 연구에서는 현장진동실험을 실시하고 그 결과를 고유치해석 결과와 비교분석하여 접합부의 강성을 보다 현실적으로 도출하고, 더불어 운한각에 대한 복도각의 지지역할도 평가하고자 한다. 이렇게 도출된 접합부 강성을 바탕으로 풍하중 및 지진하중 등 횡하중에 대한 안전성을 추가로 평가하고, 더불어 전통목구조에서 중요하게 살펴봐야 할 골조와 벽체의 횡강성 기여율도 비교평가 하고자 한다.

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