인장 타이 보강한 광폭형 비닐하우스의 적설하중에 대한 거동

1.1 연구 배경 및 목적

최근 이상 기후의 영향^[1]으로 대한민국에서는 강풍, 대설 및 습설이 예보되는 빈도가 점차 증가하고 있다. 이에 기상청은 폭설로 인한 시설물 피해를 예방하기 위해 눈의 무게(무거운 눈, 보통 눈, 가벼운 눈)를 고려한 상세 강설정보를 제공하고 있다^[2]. 2025년 말–2026년 초의 겨울에는 건조한 날씨가 지속되었으나, 2026년 3월에는 일부 지역에서 적설심 500 mm를 초과하는 대설이 발생하기도 하였다. 이처럼 강설량의 증가뿐만 아니라, 최근에는 단위 중량이 큰 ‘무거운 눈’ 형태의 폭설이 빈번하게 나타나고 있다.

‘무거운 눈’ 즉, 습설(濕雪)은 물기를 많이 머금은 눈으로, 눈 결정에 수증기가 엉겨붙어 뚱뚱해진 형태이다. 그래서 건설(乾雪)보다 습설이 2–3배 무겁고, 건설은 빗자루로 쓸면 다 쓸려나가고 쉽게 흩어지는 반면 습설은 잘 뭉쳐지고 표면에 달라붙는 특성이 있다. 그래서 지붕이나 비닐하우스 위에 쌓인 습설은 제거하기가 쉽지 않아 시설물 위에 쌓이게 되면 구조물이 붕괴할 위험이 있다^[3].¹⁾ 한편, 기상청에서 최근 5년간 온라인으로 배포한 “이상기후 보고서”^[4]-[8]에 따르면, 과거 적설량이 많지 않았던 전라도와 경기도 지역에서도 평년보다 많은 대설로 인하여 피해가 집중된 것으로 나타났다. 특히, 농촌 지역에 널리 설치된 비닐하우스는 구조적으로 과도한 하중에 취약하여 폭설 시 붕괴 사고가 발생하고 이에 따른 농작물 피해와 복구 비용이 동시에 증가하는 사례가 보고되고 있다.

MAFRA & RDA (2013)^[9]은 폭설에 대응하기 위한 비닐하우스 관리 요령으로 지붕 위 눈 쓸어내리기, 수막장치나 난방기 등을 이용하여 눈 녹이기, 보강이 필요한 부분에 버팀기둥 설치하기, 구조체 붕괴가 예측되면 과감히 비닐 찢기 등의 대책을 제시하고 있지만, 현실적이지 못한 부분이 많다.

이에 여러 국내 연구자에 의하여 비닐하우스 구조의 취약한 점을 보완하기 위한 다양한 보강법을 제시하였다. Lee et al. (2001)^[10]은 농림수산식품부(現 농림축산식품부)가 2008년에 원예특작시설 내재해기준^[11]을 고시하면서 지정한 비닐하우스 파이프의 KS 규격 기준인 내재해형 구조용 강재(SPVH)가 적용되기 전에 수행한 해석연구이다. 농가에서 필요에 의해 자체적으로 제작·설치하여 사용하던 단동형의 농가지도형 비닐하우스가 적설심 250 mm의 적설하중에 저항하도록 지름 2 mm의 철사를 수평 혹은 X형 가새로 적용하거나 중앙에 지주 보강의 효과를 수치해석으로 검토하였다. 유사한 보강 방식으로 Jung & Teng (2010a)^[12]과 Jung & Teng (2010b)^[13]는 지름 3 mm의 강선으로 보강한 비닐하우스의 거동을 Midas-Gen을 사용하여 분석하여, 적설하중에는 제안 방식이 효과가 있었던 반면, 풍하중에서는 역효과를 보이기도 함을 발견하였다.

Kim et al. (2010)^[14], Jang et al. (2010)^[15], Shin et al. (2011)^[16]은 양쪽 기둥의 상부 사이를 강연선, 밧줄 등의 인장재로 연결하고 벌어지려는 추력을 제어하여 그 성능을 확인하는 실험연구를 진행하였다. 내재해형 구조용 강재 SPVHS로 비닐하우스 실험체를 제작하여 경사지붕 적설하중과 경사지붕 편심하중을 가정한 가력 실험을 수행하고, 타이 보강이 36 %–76 %의 강도 증가, 14 %–93 % 처짐 감소 효과를 확인하였다.

농가에서 사용하고 있는 대부분의 비닐하우스가 폭설에 붕괴 피해를 입는 이유는 과도한 하중에 저항할 수 있는 휨내력이 부족하기 때문이다. 이를 보완하기 위해 여러 연구자가 비슷한 유형의 보강법을 제안했다^{[10],[12]-[16]}. 이 연구에서는 인장 타이 보강한 단동형의 광폭 비닐하우스의 가력실험^[16]를 다룬 Jang (2010)^[17]과 Shin (2011)^[18]을 기초 자료로 활용하여 실험 결과와 수치해석 결과를 비교하여 수치해석의 신뢰성을 확인하고, 농림축산식품부에서 고시한 내재해형 비닐하우스 규격^[18]의 적설량에 따른 위험도를 분석하였다.

1.2 연구 방법 및 제한사항

비닐하우스 구조체는 아치형상으로, 축력과 휨이 상호작용하는 거동을 보인다. 그러나 거시적 거동 관점에서 휨이 지배적인 것으로 분석되어 해석의 효율성을 확보하기 위해 휨응력만을 고려한 해석을 수행하고, 소성힌지의 발생 위치와 붕괴하중을 순차적으로 산정하였다. 수치해석은 강성행렬법을 적용하였고, 기하학적 비선형만을 고려하여 하중 단계별로 절점 좌표를 추적·갱신하여 해석을 수행하였다. 한편, 본 해석연구에 인용된 실험연구를 살펴보면, 가력장치는 이론적으로 모든 가력점에 동일한 수직하중이 작용하도록 설계되었으나, 실제 실험에서는 불균형하중이 발생하여 다양한 파괴모드가 관찰되었다. 그러나 이러한 불균형하중을 정량적으로 측정하지 못한 한계가 있어, 본 해석에서는 모든 가력점에 동일한 하중이 작용한 것으로 가정하여 해석이 진행되었다.

2.1 실험 개요

해석연구에 사용한 자료는 Jang (2010)^[17]과 Shin (2011)^[18]의 실험연구를 인용하였다. Table 1은 인용한 실험체의 형상과 실험 결과 등을 요약한다. 실험에서는 가력을 쉽게 하도록 나란한 2개의 프레임(서까래)을 가로대로 연결하여 가로대의 중앙부를 가력하였고, 최상단인 아치 크라운의 처짐과 기둥 상부 1개소의 수평변위, 가로대 1개소의 가력하중 등을 측정하였다.

Table 1.

Summary of experimental specimens

실험체는 3개의 그룹(G8-d48, G10-d48, G10-d48-E)으로 분류되는데, 스팬이 8,100 mm, 10,200 mm인 서까래에 대칭하중 혹은 편심하중이 작용하는 실험체로 나뉜다. 사용한 비닐하우스 구조용 파이프의 단면 크기는 ϕ48.1×2.1t mm이고, 단면적은 303.5 mm², 단면2차모멘트는 80,737.2 mm⁴, 소성단면계수는 4,446.7 mm³으로 계산된다. 단주압축시험에 의해서 항복강도는 355 MPa, 극한강도는 400 MPa로 측정되었다. SPVHS 강재는 공칭항복강도 295 MPa 이상, 인장강도 400 MPa 이상의 특성을 갖는 재료이다. 타이 보강재로 사용한 재료는 37 mm×2 mm 크기의 직사각형 단면의 밧줄과 지름 ϕ8 mm의 원형 단면의 밧줄이고, 인장시험을 통해 최대인장하중이 각각 28.6 kN, 6.6 kN임을 확인하였다.

인장 타이재는 기둥상부에 Fig. 1과 같이 체결하였다. 기둥상부와 타이재(ⓐ 직사각형 단면, ⓑ원형 단면) 사이에는 장력을 조절하고 측정할 수 있도록 턴버클(ⓒ)과 로드셀(ⓓ)을 삽입하였다.

Fig. 1.

Device setup for pretension

대칭하중 가력은 지붕의 경사도계수 C_s를 고려한 사다리꼴 형태로 분포된 적설하중을 등가의 집중하중으로 환산하였다. 기본적으로 평지붕설하중 S_f는 기본지붕설하중계수 C_b, 노출계수 C_e, 온도계수 C_t, 중요도계수 I_s, 지역별설하중 S_g를 곱하여 산정한다. 실제로 평지붕설하중은 등가의 집중하중의 위치에 영향을 주지는 않고, 경사도계수에 의하여 등가의 4점 집중하중으로 치환이 된다. 편심하중 가력은 바람의 영향을 고려한 사항으로, 곡면지붕의 불균형적설하중에 대한 등가의 4점 집중하중으로 치환되었다. 이때 접선경사도가 70°를 초과할 때는 불균형하중을 고려하지 않는 조건을 적용하였다^[19].

2.2 하중-변위 실험 결과

Fig. 2–Fig. 4는 가력실험의 결과로 하중-(최상단 아치 크라운)수직처짐과 하중-(오른쪽 기둥상부)수평변위를 보여준다. 수직처짐은 하향, 수평변위는 측정위치에서 오른쪽 방향이 (+)이다.

먼저 Fig. 2는 스팬 8,100 mm의 구조체에 대칭하중을 적용한 G8-d48 실험군의 실험결과이다. 이 실험군의 보강에는 직사각형 단면의 밧줄만 적용되었다. 초기 긴장력에 의해 FR-100 실험체는 2.2 mm의 치올림이 발생하였고, FR-200과 FR-300 실험체는 긴장력의 상승과 함께 치올림이 증가하여 각각 4.6 mm, 8.5 mm를 기록하였다. 가력은 치올림 상태에서 윈치를 회전시키면서 가력이 시작된다. 무보강 실험체는 최대하중이 약 796.8 N일 때 처짐이 268.9 mm 발생하였다. 직사각형 단면의 밧줄을 이용한 보강은 무보강에 비하여 약 60 %의 하중 증가 효과를 발휘하였고, 처짐의 감소효과를 보였다. 그러나 이 실험군에서는 밧줄에 적용한 초기 긴장력의 효과는 크게 나타나지 않아 4개의 곡선이 거의 같은 양상을 보였다. 무보강 실험체는 sway 모드가 발생하면서 아치 크라운의 수평변위가 발생하였는데, 변위계 몸체가 수평이동을 하지 못하여 측정된 처짐은 수직처짐과 수평변위가 조합된 값이다.

Fig. 2.

Test results of G8-d48 group

스팬이 10,200 mm이고 대칭하중을 받는 G10-d48 실험군의 실험결과는 Fig. 3에 나타내었다. 보강재는 직사각형과 원형의 밧줄을 각각 설치하고 긴장력은 200 N을 적용하였다. 직사각형 밧줄은 매듭과 긴장력 도입 시에 불편한 점이 있어서 주변에서 더욱 쉽게 구할 수 있어 보이는 원형 밧줄의 적용성 검토를 위해 사용하였다. 직사각형 밧줄을 사용한 FR-200 실험체는 16.7 mm, 원형 밧줄을 사용한 RR-200 실험체는 18.7 mm의 치올림이 발생하였다. 무보강 실험체는 689.4 N의 최대하중과 함께 404.7 mm의 처짐을 기록하였다. FR-200과 RR-200은 최대하중이 각각 1448.2 N, 1160.8 N을 기록하여 110 %, 68 %의 증대 효과를 보였다.

Fig. 3.

Test results of G10-d48 group

편심하중을 가정한 가력실험 결과는 Fig. 4에 표현되었다. 같은 스팬의 대칭하중 실험 결과인 Fig. 3와 비교하면 저항력이 감소한 결과를 보였다. 긴장력에 의한 치올림은 대칭하중 수직 가력 전의 치올림과 비슷한 정도로 발생하였고, 최대하중은 직사각형 단면, 원형 단면 순으로 크기의 차이를 보였다. 하중 측면에서는 편심하중일 경우에는 인장 타이 보강의 효과가 20 % 이하를 보이며 그 효과가 크지 않았다.

Fig. 4.

Test results of G10-d48-E group

대칭하중을 받은 두 실험군 G8-d48과 G10-d48의 수평 변위는 초기 긴장력 시를 제외하고는 실험이 종료될 때까지 기둥 상부가 벌어지는 오른쪽 방향의 (+)수평변위가 발생하였다. 다만, 측정위치의 기둥 상부가 소성힌지가 되면서 sway 모드 거동으로 수평변위가 상대적으로 크게 측정된 2개의 무보강 실험체가 있었고, 반대쪽에서 소성힌지가 발생하면서 상대적으로 작게 측정된 G10-d48-FR-200N 실험체가 있었다. 반면, 편심하중을 받은 G10-d48-E 실험군에서, 무보강 실험체는 크기가 작기는 하지만, 세 개의 실험체 모두에서 왼쪽 방향의 (-)변위가 측정되었다. 무보강실험체와 원형 밧줄을 사용한 실험체는 최대하중 이후에 변형의 방향이 바뀌는 현상도 보였다.

2.3 실험 결과 분석

스팬 8,100 mm 구조체에서 긴장력의 효과가 크게 나타나지 않은 이유는, 하중 증가에 따라 추력으로 인해 발생하는 수평변위의 차이가 크지 않기 때문이다. 한편, 스팬 10,200 mm 구조체의 실험 및 해석결과를 종합적으로 검토하면, 긴장력의 크기보다는 인장재의 강성이 구조 거동에 더 중요한 영향을 미치는 것으로 확인된다. 인장재는 추력에 의해 기둥 상부가 벌어지는 거동을 제어함으로써 구조체의 휨저항성을 증대시키는 역할을 한다. 이때 인장재의 강성이 클수록 수평변위를 보다 효과적으로 억제하여 구조체의 내력을 향상시킨다. 따라서 상대적으로 강성이 큰 직사각형 밧줄을 사용하였을 때에 보강효과가 크게 나타났다. 편심하중 실험에서는 기둥 상부의 벌어짐 현상이 제한적으로 발생하여 인장재에 추가적으로 유도되는 장력이 크지 않았다. 이로 인하여 인장재에 의한 보강효과 또한 상대적으로 작게 나타난 것으로 판단한다.

3.1 해석 개요

대칭하중을 적용한 실험군의 해석모델은 대칭성을 이용하여 Fig. 5처럼 1/2만을 모델링하고, 편심하중 모델은 전체 모델링을 하였다. 기둥 부재는 2개의 보 요소, 아치부분은 다수의 선형 보 요소로 분할하였고^[20], 인장 타이 요소는 트러스 요소 1개로 모델링하였다. 지점은 실험조건을 반영하여 고정단으로 설정하였고, 대칭모델에서의 최상단 아치 크라운 부분은 수평이동과 회전만 고정으로 하고, 하중은 절점력으로 적용하였다. 강성행렬법은 식 (1)의 행렬식으로 주어진 하중에 의한 변위와 부재력, 반력 등을 계산하게 된다^[21].

Fig. 5.

Modeling for analysis

여기서, [S_c]는 전체 구조 강성행렬, [Δ_c]는 전체 절점 변위행렬, [JL_c]는 전체 절점력행렬, [R_c]는 전체 지점반력행렬이다. [S_c]는 4가지로 구분되는데, 미지의 절점 변위에 단위값을 각각 독립적으로 적용함으로써 발생하는 성분 중에서, 미지 절점 변위의 구속 작용을 나타내는 성분을 [S_uu], 지점에 의해 구속된 절점 변위의 구속작용을 나타내는 성분을 [S_ru]라고 한다. 또한 지점에 의해 구속된 절점 변위에 단위값을 각각 독립적으로 적용함으로써 발생하는 성분 중에서, 미지의 절점 변위의 구속작용을 [S_ur], 지점 변위의 구속작용을 [S_rr]이라고 한다.

[S_c]는 구조체를 구성하는 여러 요소별 강성행렬의 중첩이 필요한데, Fig. 6로부터 요소별 강성행렬은 식 (2)–식 (5)로 계산하고, 각 요소별로 경사각(θ)에 의한 좌표변환행렬 식 (6)도 적용이 된다. 보 요소의 양 절점(i, j 절점)이 회전에 구속되는 초기 해석에는 식 (2)의 강성행렬 [K]_rr을 적용한다. 가력 후 소성힌지가 i 절점에 발생하면 식 (3)의 [K]_ur 행렬, 소성힌지가 j 절점에 형성되면 식 (4)의 [K]_ru행렬을 사용하게 된다. 추가 하중에서 만약에 두 절점 모두 소성힌지가 되면 식 (5)의 [K]_uu 강성행렬을 적용한다^[22]. 강성행렬([K]_rr, [K]_ur, [K]_ru, & [K]_uu)의 아래첨자는 순서대로 i 절점과 j 절점을 표현하고, ‘r’과 ‘u’는 각각 구속과 비구속을 뜻한다. 시계방향의 모멘트와 회전각, 위쪽 방향의 변위, 절점력, 전단력, 수직반력, 오른쪽 방향의 변위, 절점력, 축력, 수평반력을 (+)부호로 규약한다.

Fig. 6.

General displacement of typical beam element with restrained ends*Note: L, E, I, and A are the length, modulus of elasticity, moment of inertia, and cross-sectional area of the beam element, respectively; i and j are the left and right ends, respectively; Mi, Mj, Vi, Vj, Pi, and Pj are the components of end action at both ends; and θi, θj, δi, δj, Δi and Δj are the possible components of end displacement at both ends

식 (1)로는 미지의 변위값을 직접적으로 계산할 수 없기 때문에 작용한 하중과 경계조건이 고려된 식 (7)로 재표현되어 미지의 절점 변위를 계산하게 된다.

3.2 해석 결과

광폭형 비닐하우스의 실험 결과와 강성행렬법을 이용한 해석 결과를 Fig. 7–Fig. 9에 정리하였다. 하중 측면에서 보면 실험의 최대하중과 해석의 최대하중을 비교하면 차이가 크게 나타난다. 하지만, 1차소성힌지 발생하중을 비교하면 거의 비슷한 크기를 보였고, 초기 강성을 비교해 보면 거의 비슷한 경향의 하중과 변위의 관계를 보였다.

Fig. 7.

Comparisons of G8-d48 group

Fig. 8.

Comparisons of G10-d48 group

Fig. 9.

Comparisons of G10-d48-E group

G8-d48 실험군을 비교한 Fig. 7에서 무보강실험체의 해석과 실험 결과의 초기 강성이 차이가 크게 나는 것은 실험에서는 sway가 발생하여 상대적으로 실험에서 변위가 많이 발생하였기 때문이다. 실험 결과에서도 긴장력의 크기가 결과에 크게 영향을 미치지 못하였는데, 해석에서도 그 경향을 확인할 수 있었다. Fig. 8의 G10-d48 실험군을 비교한 결과에서도 해석 결과가 실험 결과에 비하여 하중 측면에서 과하게 산출되었고, 상대적인 높은 강성을 가진 직사각형 단면 밧줄 사용 때의 보강 효과가 크게 나타났다. 무보강 실험체에의 초기 강성의 차이가 발견되었는데, G8-d48-No 실험체처럼 sway로 인하여 수평변형이 많이 발생하였기 때문이다. Fig. 9의 G10-d48-E 실험군의 해석 결과는 대칭하중 실험군에 비하여 초기 강성은 비슷하게 산출되었으나 최대하중 측면에서 상대적으로 실험과의 오차가 크게 나타났다.

해석 결과 전체적으로 보면 최대 하중의 오차가 크게 나타나고 있다. 이는 기본적으로 비닐하우스 골조의 제작 시에 아치부를 곡선으로 굽힘 시에 발생하는 소성변형의 영향이 반영되지 않았기 때문으로 판단이 된다. 이는 다음 절에서 다루어 보기로 한다.

3.3 소성변경 고려한 해석

비닐하우스 구조체의 제작 도면의 규격에 따라 Fig. 10의 개념에 맞추어 식 (8)을 이용해서 구조체의 제작 시에 발생한 굽힘 잔류변형^[23]을 예측해 보았다. 반지름 R과 수평거리의 1/2인 b/2, (R-c)로 이루어지는 직각삼각형에서 피타고라스 정리에 따라 식 (8a)가 세워지고 순서대로 파이프의 변형률을 예측한다. 스팬 8,100 mm, 10,200 mm의 비닐하우스 구조체는 각각 단면이 60 %, 56 %의 소성변형이 진행된 것으로 계산되었다. 이를 반영하여 실험연구에서 수행한 총 11개의 실험체를 대상으로 재해석을 수행하여 그 경향을 살펴보았다.

Fig. 10.

Strain in fibers due to bending*Note: R and ϕ are the radius and curvature, respectively; b is the horizontal distance between two points; c is the height between end point and neutral axis; y- is the neutral axis depth; and εt and εc are strains on outer and inner fibers, respectively

잔류변형을 고려하지 않은 1차 해석 결과인 Fig. 7–Fig. 9과 비교하면, 굽힘에 의한 잔류변형을 반영한 해석 결과인 Fig. 11–Fig. 13과 Table 2에서 강도가 감소하며 실험값에 더욱 근접하는 경향을 확인할 수 있다. 또한 편심하중을 제외한 모든 모델에서, 잔류변형을 고려하지 않은 경우에는 지점에서 1차 소성힌지가 먼저 발생하고, 이후 기둥상부나 아치부에서 2차 소성힌지가 형성되었다. 반면, 잔류변형을 고려한 경우에는 기둥상부나 아치부에서 1차 소성힌지가 선행하여 발생하고, 이후 지점이나 1차 소성힌지 인근에서 2차 소성힌지가 발생하였다.

Fig. 11.

Comparisons of G8-d48 group

Fig. 12.

Comparisons of G10-d48 group

Fig. 13.

Comparisons of G10-d48-E group

Table 2.

Comparison with experimental and analysis

3.4 내재해형 비닐하우스 해석

농림축산식품부와 농촌진흥청에서 제시하고 관리하는 Table 3의 단동형 비닐하우스의 설계도(10－단동－07형, 24－단동(등)－06–09형)^[24]에서 총 6가지 유형의 비닐하우스를 검토하였다. 많은 내재해형 비닐하우스 중에서 서까래가 아치형이고, 파이프 지름이 크고, 스팬이 큰 유형만으로 선택되었다. 2010년형 10－단동－07형은 서까래의 간격에 따라 4가지 모델(Types 1–4)을 해석하였고, 2024년형 24－단동(등)－06–09형은 파이프 지름과 서까래 간격에 따라 2가지 모델(Types 5–6)이고, 기둥 상부와 최상단 아치 크라운에 지반으로의 지지대가 설치된 보강된 비닐하우스 구조이다. 파이프의 재료강도는 SPVHS의 최소항복강도 295 MPa로 적용하였다. 하중은 경사지붕 적설하중(S_s = S_fC_s)을 적용하였는데, 평지붕 설하중(S_f = C_b·C_e·C_t·I_s·S_g)에서 기본지붕설하중계수 C_b = 0.7, 노출계수 C_e = 1.0(주변환경에 바람에 의한 설하중 감소를 기대할 수 없는 지역), 온도계수 C_t = 1.2(비난방구조물로 설하중 비제어구조), 중요도계수 I_s = 0.8(중요도 3등급)로 가정하고, 소성힌지가 발생하는 지상설하중 S_g를 Table 3에 정리하였다. 2차 소성힌지가 발생하는 지상설하중 S_g가 약 0.6–0.9인 Types 1–4는 MLIT (2022)^[19]에 고시한 기본지상설하중이 1을 초과하는 경상북도 북부지방과 강원도 지역에서는 안전하지 못한 규격이라 할 수 있다. 반대로 Types 5–6는 고시한 지역별 기본지상설하중에 따르면 대한민국에서는 안전한 비닐하우스 구조라 할 수 있다.

Table 3.

Analytical results for disaster-resistant greenhouse proposed by government

추가로, 최근에 이상기후로 인하여 습설이 내리는 경우가 많아졌기 때문에 눈의 상태^[25]와 적설심에 따라서 위험성을 분석해 보았다. Table 4는 눈의 상태에 따른 밀도와 적설하중을 정리하였다. Types 1–4 유형의 비닐하우스는 바람에 다져진 눈(Wind packed snow) 200 mm, 속서리(Depth hoar) 300 mm, 젖은 새눈(Damp new snow) 500 mm에서 붕괴 위험이 있으며, Types 5–6는 제시된 유형의 눈 상태에서도 안전할 것으로 보인다. 실제로도 최상단 아치 크라운에 지지대를 세우는 것은 정부에서도 권장하는 효과적인 방법임을 확인할 수 있었다.

Table 4.

Ground snow load (Sg) according to snow depths and types