1. 서 론

모듈러 시스템은 단위 모듈화 된 형태로 공장에서 골조, 설비, 마감재 등 약 80% 정도의 공정을 수행하게 되며, 운송을 통해 현장에서 조립하는 시 스템이다. 또한 하중 저항방식에 따라 골조형식 모듈(frame type module) 과 내력벽식 모듈(bearing wall type module)로 구분 할 수 있다[1]. 골조 형식 모듈의 경우 하중에 저항하는 주요부재가 보, 기둥으로 이루어져 있으 며, 보는 C형강, 기둥은 각형강관을 주로 사용한다. 내력벽식 모듈의 경우 하중 저항요소가 벽체이며, 두께 1~2.5 mm 아연도박판을 사용한다.

국내에는 2000년대 초 첫 도입을 시작으로 주거시설, 상업시설, 교육시 설 등 유닛화 된 시설에 적용되었으며, 대부분의 모듈러 건축물은 공간의 개 방성을 고려하여 골조형식의 모듈을 사용하고 있다[2]. 공장 작업의 극대화 를 통해 현장 작업이 최소화되어 공사기간 및 공사기간에 의한 간접비 저감 등의 장점이 있다. 또한 시설을 사용하는 인원수의 변동폭을 고려하여 기존 단위 모듈의 재활용 및 이축가능성을 효과적으로 활용할 수 있다는 장점도 있다[3]. 하지만 이러한 장점에도 불구하고 모듈러 시스템은 주로 3층 이하 의 건축물에 사용되었다. 모듈러 시스템의 고층화를 하지 못한 이유로는 자 체적인 횡력 저항능력 부족, 기둥의 국부 좌굴, 폐쇄형 단면 기둥으로 인해 단위 모듈간 일체성 확보 부족 등 이 있다[4]. 이에 따라 국내, 외에서는 단 점을 보완하기 위해 앞서 언급한 문제점에 대한 대안을 제시하였다. 첫 번째 로 횡력 저항에 대한 것은 콘크리트 전단벽 코어 또는 모듈러 시스템에 가새 를 추가하여 별도의 횡력 저항 시스템을 사용하는 방법이 있다. Fig. 1은 모 듈러 시스템에 횡력 저항 요소 적용 사례를 나타낸 것으로 (a)는 콘크리트 전단벽을 사용한 것이며, (b)는 모듈러 측면에 가새를 사용한 것이다.

두 번째로 기둥의 국부 좌굴에 대한 것은 기둥으로 사용되는 각형강관의 두께를 키워 국부 좌굴에 대한 저항능력을 키우거나 새로운 단면을 제시하 여 단면 내부에 콘크리트를 키우는 방법을 제시하였다[5]. 마지막으로 폐쇄 형 단면 기둥을 갖은 모듈 간 접합부는 Fig. 2(a)와 같이 기둥 밑에 Access hole을 만들어 모듈 간 접합을 하거나 Fig. 2(b)와 같이 기둥 중간 부분에 구 멍을 내어 상,하 부재를 접합하는 방식을 사용하였다.

또한 Fig. 3에 나타낸 연결강판을 사용하여 모듈 간 접합을 한 사례가 있 다. 각각의 형상에 대하여 반복가력실험을 통해 성능을 검증하였다[6]. 이 외에도 모듈 간 접합부의 일체성 확보를 위해 다양한 연구가 진행 중이다.

제시된 문제점 중 모듈 간 접합부는 외력에 대한 저항 능력을 확보해야 하며, 공사 품질 및 공사 기간에도 영향을 미치므로 조립의 편의성을 보장해 야 한다[7]. 이러한 문제점을 해결하고자 여러 가지 형태의 모듈러 접합부 가 제시되었으며, 그 중 Choi et al.(2016)는 새로운 단면의 보, 기둥을 제시 하여 접합부 조립의 편의성을 확보하였다. 본 연구에서는 앞 서 언급한 새로 운 단면의 부재를 토대로 길이방향 모듈 간 접합부의 유한요소해석을 통해 내진성능을 파악하고, 선행 연구된 강재 모듈러 접합부와 비교 검증하였다. 또한 접합부의 설계 과정을 제시하여 외력에 대한 안전성을 검토하였다.

2. 합성 모듈러의 모듈 간 접합부

2.1 모듈러 형태 및 특징

Fig. 4은 단위 모듈 4개를 적층하였을 때, 각 위치별 접합 형태를 나타낸 것 이다. Choi et al.(2016)는 기둥과 천장보, 바닥보를 강판 프레스 절곡형(Press Forming, PF)으로 사용하였으며, 단면 내부에 콘크리트를 채워 넣었다. 본 연 구에서는 선행 연구에서 사용한 합성기둥과 바닥보를 적용하였으며, 천장보 는 실제 강재 모듈러와 동일한 조건을 주기 위해 C형강을 사용하였다.

모듈 간 접합부 해석에 사용된 보, 기둥 단면은 Fig. 5(a),(b)에 나타내었 다. 기둥의 경우 모듈 간 접합의 편의성을 위해 기둥 일부 단면이 오픈되어 있는 형태이며, 국부 좌굴 및 길이방향에 대한 강성을 증가시키기 위해 콘크 리트를 채운 형태이다. 보의 경우 앞서 언급했듯이 강판을 절곡 시켜 만든 형태로 슬래브와 보의 접합 용이성을 위해 일부 강재가 단변 방향으로 돌출 되어 있다. 접합부 성능을 비교하기 위해 강재 모듈러 접합부를 별도로 해석 하였으며, 접합부에 사용된 단면을 Fig. 5(c),(d)에 나타내었다. Table 1은 합성 및 강재 모듈러 접합부 해석 모델의 단면 크기를 나타낸 것이다.

단위 모듈 크기(단변×장변×높이)는 3 m×6 m×3 m이며, 단위 모듈 두 개가 수직방향으로 적층 되었을 때 접합 형태를 Fig. 6에 나타내었다. 합성 모듈러의 경우 상부 바닥에 위치한 강판 PF 보와 하부 모듈 천장에 위치한 C형강 보 플랜지에 볼트 구멍을 내고 보 사이에 10 mm 연결 강판을 끼어 넣어 M16-F10T 볼트로 체결한다. 강재 모듈러의 경우 상, 하 C형강 보 사 이에 합성 모듈러와 동일한 형태 및 조건으로 모듈 간 접합을 한다. 단위 모듈 의 바닥보 및 천장보에 방향별로 3개의 볼트를 사용하며, 두 개의 단위 모듈 이 수직 및 수평으로 접합될 경우 총 12개의 볼트를 사용하여 모듈 간 접합을 한다. 이 조립 방식은 바닥보와 천장보가 볼트로 체결되는 층간대를 제외하 고는 공장에서 조립 및 마감처리까지 할 수 있다[8]. 합성 모듈러의 경우 오 픈된 기둥 단면 가운데 볼트를 체결하여 상, 하 단위 모듈의 기둥 간 접합도 가능하다. 합성기둥은 오픈되어 있는 단면을 사용하였으므로 Eurocode 3 에 제시 되어 있는 오픈 단면의 판-폭 두께비 기준으로 국부좌굴에 대하여 검 토하였다. 기둥의 단면의 판-폭 두께비는 조밀 단면 한계(Class 1)보다 큰 값을 갖지만 비조밀 단면 한계(Class 2)보다 작은 값을 가지므로 조밀 단면 에 속한다. PF보 플랜지의 판-폭 두께비는 조밀단면 한계에 속하지만 웨브 의 판-폭 두께비의 경우 조밀단면의 한계 값 보다 크므로 비조밀 단면에 속 한다. 강재 모듈러의 모듈 간 접합부에 사용된 기둥의 경우 내진 조밀 단면 에 속하며, 보는 PF보와 동일한 조건을 갖는다. 국부좌굴의 영향을 최소화 하기 위해 각 모듈 간 접합부 해석 모델의 상, 하부 보에 Stiffener를 설치하 였다. 실제 구조물의 경우 바닥판에 슬래브가 설치되어 보의 국부좌굴 저항 성능이 향상 되므로 보에 Stiffener를 보강할 필요는 없는 것으로 판단된다.

2.2 재료 강도 정의

모듈 간 접합부의 해석 모델은 유한요소해석프로그램인 MIDAS FEA 사용하여 모델링 하였다. 접합부 구성 요소인 연결 강판과 볼트, 콘크리트 는 Solid 요소를 사용하였으며, 나머지 부재는 Shell요소를 사용하였다.

Solid 요소의 경우 3차원 요소로 8절점으로 이뤄져 있으며, Shell요소의 경우 2차원 요소로 형태에 따라 3절점 또는 4절점으로 이뤄져있다. 유한요 소해석은 Mesh 의 크기가 해석 결과에 영향을 미치는 중요한 인자 중 하나 이므로, 부재의 가변성 및 연결 강판의 두께를 고려하여 10 mm로 가정하였 다. Fig. 7은 접합부 해석 모델에 사용한 재료별 응력-변형률 곡선을 나타낸 것이다. 콘크리트의 공칭강도(f'_c)는 24 MPa를 사용하였으며, 강재는 SM 355를 사용하여, 공칭항복강도(F_y)는 355 MPa, 공칭인장강도(F_u)는 490 MPa로 하였다. 강재의 탄성계수는 210,000 MPa, 프아송 비는 0.3을 적용 하였으며, 항복 이후 hardening을 고려하여 Tri-linear로 모델링하였다.

MIDAS FEA에서 비선형 해석시, 두 모델에 대한 항복 조건은 등가소 성응력인 von Mises 항복조건을 적용하였으며, 식 (1)에 나타내었다.

2.3 해석 모델 정의

장변방향에 대한 모듈러의 모듈 간 접합부 해석 모델을 Fig. 8(a)에 나타 내었으며, 기둥 하부의 지지점은 회전단, 천장보 아래 부분은 이동단을 적 용하였다. Fig. 8(b)는 연결 강판과 볼트 모델을 나타낸 것으로 Solid 요소 로 모델링하였다.

천장보와 바닥보의 플랜지는 Shell 요소를 사용하여 연결 강판과의 접 촉면 절점을 공유시켰다. 이로 인해 플랜지 두께 만큼 볼트와 연결강판이 이 격이 되어 있다. 따라서 Rigd Link를 사용하여 이격되어 있는 절점을 공유 시켰다. Fig. 8(c)는 Mesh 형태 및 절점이 공유되어 있는 것을 나타낸 것이 다. 장변 방향 끝 부분에 두께 6 mm의 End Plate를 모델링하여 하중 가력 시, 바닥보와 천장보의 벌어짐 현상을 방지하고 거동의 일체성을 확보하였 다. 국부 좌굴에 대한 영향을 최소화 하고자 앞 서 언급했듯이 두께 9 mm Stiffener를 장변방향의 천장보, 바닥보에 설치하였다. 볼트의 경우 공칭강 도를 고려하여 각 볼트머리에 82 kN의 프리텐션을 적용하였다. 연결 강판 과 보 플랜지의 접촉면은 마찰계수를 고려하여 실제와 동일한 거동을 모사 해야 하나 변수를 최소화하기 위해 본 연구에서는 마찰계수를 1로 가정하 였다. 합성 모듈러의 기둥은 한쪽 면이 오픈되어 있는 비대칭 단면이므로 편 심에 대한 영향을 줄이기 위해 기둥 단면 도심에 하중을 가력 하였다. 가력 스케줄은 Fig. 9에 나타냈듯이 KBC 2016 0722.2.4.에 따라 변위각 0.05 rad(106 mm)까지 가력 하였다. 해석의 수렴성을 위해 첫 번째 변위각 0.00375 rad(7.95 mm)을 기준으로 스텝을 나눠서 해석하였다.

3. 모듈 간 접합부 설계

3.1 외력에 의한 부재력 산정

철골 구조물의 접합부는 작용하는 외력에 의해 발생하는 부재력을 주요 부재로 전달 및 분배하는 역할을 한다. 또한 접합부의 강도 및 강성에 따라 구조물 전체 거동이 달라 질 수 있는 중요한 요소이다.

현행 건축구조기준(KBC2016)은 연성능력에 따라 철골 모멘트 골조를 구분하고 있으며, 골조 마다 요구되는 성능을 제시하고 있다. 모듈러 시스 템 또한 철골 구조물에 속하므로 접합부의 성능을 파악해야 한다. 모듈러는 단위 모듈이 적층되면서 구조물이 형성되므로 보-기둥의 접합부 검토뿐만 아니라 모듈 간 접합부에 대한 검토도 필요하다. 보-기둥 접합부의 경우 접 합되는 부분을 용접하여 반복가력실험을 통해 접합부의 성능이 완전강접 합(Fully Restrained, FR)에 해당하는 것을 확인하였다[9]. 본 연구에서는 보-기둥 접합을 Lee et al.(2015)와 동일한 조건을 사용하였으므로, 별도의 검토를 하지 않았다. 모듈 간 접합부의 경우 Fig. 10에 나타냈듯이 해석 모 델에 사용한 접합부 형태를 기준으로 검토하였다. Table 2는 해석 모델의 접합부에 작용하는 부재력을 나타낸 것이다. 부재력 산정은 철골 중간모멘 트 골조 접합부 성능을 확인할 때 사용하는 값인 층간 변위각 0.02 rad에 도 달했을 때를 기준으로 하였다.

모듈 간 접합부는 상, 하부 기둥 사이에 있는 요소에 작용하는 부재력으 로 검토하였다. 접합부 형상 특성상 하중 중심과 볼트의 강성 중심이 달라 편심에 의한 추가적인 모멘트를 고려하였다. 하중 중심은 기둥의 단면 중심 이며, 식 (2)는 각 방향별 도심을 나타낸 것으로 두 값의 차를 편심거리로 하 였다. 여기서 Q_n은 볼트의 단면1차모멘트이며, A_bolt는 볼트의 단면적이다. 따라서 편심에 의해 발생하는 모멘트 및 비틀림 모멘트를 산정하였다.

Fig. 11은 볼트의 강성 중심에 외력이 작용하는 자유물체도를 나타낸 것 이다. 여기서 P는 축력, M은 모멘트, V는 전단력, T는 비틀림 모멘트이다. 비틀림 모멘트의 경우 각 볼트에 작용하는 합력으로 변경되며, 식 (3)에 나 타내었다.

여기서 γ_n은 볼트의 강성중심에서 각 볼트의 중심까지의 거리이며, x_n는 볼 트의 강성중심에서 볼트의 중심까지의 수평거리, y_n는 볼트의 강성중심에 서 볼트의 중심까지의 수직거리이다. 비틀림 모멘트에 의한 합력(R)은 볼 트 위치에 따라 달라지며 강성중심에서 멀어질수록 값이 증가한다.R은 방 향별 전단력으로 나눌 수 있으며, V와 합하여 각 볼트에 작용하는 최종 전 단력을 산정할 수 있다. P의 경우 압축력이 아니 인장력으로 작용할 때 볼트 의 설계 미끄럼 강도를 저감 시키는 계수로 적용될 수 있다. 또한 앞서 언급 했듯이 편심에 의해 모멘트를 고려하여 볼트에 작용하는 휨응력을 추가로 산정해야 한다. 본 연구에 사용된 접합부의 경우 1축 대칭으로 X축의 편심 모멘트를 고려하여 중립축을 중심으로 인장측에 속하는 볼트를 기준으로 강도를 산정하였다.

식 (4)는 M에 의해 발생하는 각 볼트에 대한 휨응력을 나타낸 것이며, I_b,x는 X축에 대한 볼트의 단면2차모멘트이다.

휨응력(σ)에 볼트의 단면적을 곱하여 볼트에 작용하는 축력을 구했으 며, P와 합하여 최종 축력을 산정하였다. Table 3은 볼트 ⑥-2에 작용하는 부재력을 나타낸 것으로 각 볼트에 작용하는 부재력 중 가장 큰 값을 기준으 로 하였다.

3.2 볼트의 접합강도 산정

볼트 접합부는 강도 산정시, 마찰접합에 대한 설계미끄럼강도와 볼트의 설계 강도, 볼트 구멍의 설계지압강도 중 작은 값으로 산정해야 한다[10]. 설계 미끄럼 강도의 경우 앞서 언급했듯이 볼트에 인장력이 작용하였을 때, 강도 저감 계수를 고려해서 산정하였다. 강도 저감 계수(k_s)는 식 (5)에 나타 내었다.

여기서 T_o는 설계볼트 장력이며, N_b는 인장력을 받는 볼트 개수이다. 볼트 의 설계 강도는 설계 미끄럼 강도와 마찬가지로 볼트에 인장력 작용시, 강 도 산정 방법이 달라지므로 공칭전단강도에 대한 공칭인장강도 비를 고려 하여 산정하였다. 마지막으로 볼트 구멍의 지압강도는 볼트 구멍의 종류에 따라 산정 값이 달라지며 강도 산정시, 표준구멍을 사용하는 것으로 가정 하였다. Table 4는 각각의 접합강도를 나타낸 것으로 산정된 값 중 가장 작 은 값인 설계미끄럼강도로 부재력에 대하여 검토하였다. 검토결과, 강도 비가 0.95로 1보다 작은 값을 가지므로 외력에 대한 구조 안전성을 확인하 였다.

3.3 연결 강판의 두께 검토

연결 강판의 경우 볼트 구멍으로 인해 단면 결손이 발생하며 면내방향 하중 작용시, 블록전단파괴가 발생할 수 있다. 따라서 작용하는 하중에 대 하여 전단파단과 인장파단에 대한 검토가 필요하다. 본 연구에서 사용된 연 결 강판의 경우 1축 대칭 형태이므로 전체 단면에 대한 결손 부분을 정하기 어려워, 단면을 분할하여 검토하는 방법을 제시하였다.

Fig. 12에 나타냈듯이 총 5가지 단면에 대한 검토를 수행하였으며, Case 4번과 5번은 방향별 전 길이에 대하여 검토한 것이다. 나머지 Case는 앞서 언급한 것과 같이 분할 단면에 대하여 검토한 것이다. 하중은 Table 2의 방 향별 Moment와 Shear Force를 근거로 산정하였다. Moment에 의한 추가 적인 면내 하중을 고려하기 위해 Moment를 연결 강판 두께로 나눠서 방향 별 면내 하중을 산정하였다. 따라서 전체 연결강판에 작용하는 면내하중은 X방향의 경우 325 kN, Y방향의 경우 90 kN이다. 접합부에서 일정 거리 이 상 떨어져 있으면 부재 내의 응력은 단면에 걸쳐 균등하게 분포된다[10]. 하 지만 접합의 중심이 다를 경우 편심이 발생하여 균등한 응력 분포가 아닌 불 균등한 응력 분포 즉, 전단지연(Shear lag)이 발생할 수 있다.

Case 1번에서 3번까지는 분할 단면인 점을 감안하여, 전체 전단력을 볼 트 개수로 나눠서 볼트 하나당 작용하는 전단력으로 검토하였다. 그 중 Case 3번은 볼트 구멍이 모서리에 위치한 것을 감안하여 비틀림에 의한 전 단력 및 합력에 대하여 검토하였다. Case4번과 5번은 전 길이를 사용하였 으므로 전체 전단력에 대하여 검토하였다. Table 5는 각 Case에 대한 검토 결과를 나타낸 것이다. 검토결과, 모든 Case의 강도가 작용하중보다 큰 것 을 확인할 수 있으므로, 변위각 0.02 rad에 도달하였을 때 블록전단에 대하 여 안전한 것으로 판단된다.

4. 접합부 해석 결과

4.1 해석 결과

Table 6은 각 해석모델에 대한 최대 강도 및 최대 강도 도달시, 보의 파괴 형태를 나타낸 것이다. 접합부의 최대강도는 변위각 0.03 rad 부근에서 발 생하였으며, 장변방향의 보가 전소성모멘트에 이르러 최대강도에 도달한 것으로 보인다.

Fig. 13은 변위각 0.03 rad에 도달하였을 때, 각 해석모델에 대한 보의 수직방향 변형 형상을 나타낸 것이다. 두 해석 모델 모두 장변방향 바닥보 상부 플랜지에 국부좌굴이 발생하였으며, 기둥과 근접해 있는 위치에 집중 되었다. 또한 변위각이 증가하면서 보 전체에 비틀림이 발생하는 것을 확인 하였다. 가시성을 위해 기둥 부분 및 장변방향 보 일부를 제외하였으며, 합 성 모듈러의 최대 변위는 3.19 mm이며, 강재 모듈러는 최대 변위는 2.45 mm이다.

4.2 부재의 합성 효과 판별

모듈러 시스템은 앞서 언급했듯이 단위 모듈을 중첩하여 구조물을 형성 하는 시스템으로 모듈 접합 방식에 의해 구조물 전체 거동과 성능이 달라진 다. Fig. 14는 단위 모듈 간 접합 성능에 따라 정의 되는 부재의 합성, 비합성 효과를 나타낸 것이다. Fig. 14(a)는 부재의 합성 효과를 고려한 것으로 상, 하 부재가 단일부재와 같은 거동을 한다. Fig. 14(b)의 경우 부재의 비합성 효과를 고려한 것으로 중립축이 상, 하 부재에 각각 형성되어 별도로 거동을 한다.

합성 효과 고려 유, 무에 따라 부재의 단면2차모멘트(I_c, I_b) 산정 방식이 차이가 나며, 동일한 단면을 사용했을 때 강성 차이가 4배 이상 발생한다 [11]. 본 연구에서는 모듈 간 접합부에 의한 보의 합성 효과 적용 여부를 판 단하기 위해 각 해석 모델에 대한 변형률을 확인하였다. Fig. 15는 장변 방 향 보 단부 쪽의 주요 변위각(0.005, 0.01, 0.02, 0.03 rad)에 대한 변형률 분 포를 나타낸 것이다. Fig. 15(a)는 합성 모듈러의 해석 모델에 대한 변형률 분포를 나타낸 것이다. 변위각이 커지면서 변형률이 증가하는 것을 확인할 수 있지만 상, 하부재의 합성효과는 보이지 않는다. 또한 변위각 0.02 rad 이전의 변형률 분포는 선형거동에 근접한 형상을 갖지만, 그 이후에는 비선 형 거동의 형상을 갖는다. 그 이유는 변위각 0.02 rad에 도달하였을 때 강재 의 항복변형률을 초과하며, 플랜지 부분의 국부좌굴 발생으로 비선형 거동 을 한 것으로 판단된다. Fig. 15(b)는 강재 모듈러의 해석 모델에 대한 변형 률 분포를 나타낸 것이다. 합성 모듈러의 해석 결과와 마찬가지로 부재의 합 성효과는 보이지 않는 것을 확인할 수 있다. 변형률 분포의 경우 천장보는 변위각 0.02 rad에 도달하였을 때 강재의 항복 변형률을 초과하지만 바닥 보는 변위각 0.03 rad에 도달하였을 때 항복 변형률을 초과하였다. 합성모 듈러와 강재모듈러의 전체 보 높이는 동일하지만 강재 모듈러의 경우 바닥 보의 춤이 250 mm, 플랜지 두께가 6 mm이므로 합성 모듈러의 바닥보에 비해 휨에 대한 저항 능력이 커서 변형률에 차이가 있는 것으로 보인다. 해 석 결과를 통해 두 해석 모델 모두 상, 하부재가 독립적으로 거동하는 것을 확인하였다. 하지만 부재의 중립축이 단일 부재로 사용했을 때와 비교해서 접합부 쪽으로 이동한 것을 확인할 수 있다. 상, 하 부재가 연결플레이트와 볼트 접합의 영향을 받아 중립축이 이동한 것으로 보인다.

4.3 보의 휨강도 산정 및 검증

접합부 성능을 확인하기 위해서는 접합부에 작용하는 휨모멘트를 산정 해야 한다. 산정 방식은 Fig. 16에 나타냈듯이 선으로 표현한 장변방향의 해 석 모델을 이용하여 식 (6-1)의 반력(R_{a_v})을 구하고, 이동지점에서 회전지 점까지의 거리(L)와 보의 순경간길이(L_b)를 조합하여 휨모멘트(M_b)를 산 정한다.

산정된 휨모멘트는 장변방향의 상, 하 보에 동시에 작용하는 것으로 보 의 공칭소성휨강도(M_pb)와 비교하여 접합부 성능을 판별해야 한다.

본 연구에서는 모듈 간 접합부가 중간모멘트 골조의 접합부 성능에 준 하는지 확인하기 위해 변위각 0.02 rad에 도달하였을 때 발생하는 하중으 로 식 (6-2)를 근거로 휨모멘트를 산정하였다. 보의 M_pb는 해석결과에 따 라 부재의 비합성효과를 고려하여 개별 부재로 산정하였으며, 좌, 우 대칭 으로 배치되어 있는 것을 반영하여 산정한 값에 두 배를 하였다. Fig. 17은 반복가력해석에 의한 해석모델 별 이력곡선을 나타낸 것으로 변위각 0.03 rad까지의 해석결과를 정리하였다. 합성 모듈러의 경우 부재에 사용한 강 판의 두께가 얇은 것을 감안하였을 때 합성기둥의 역할로 충분한 에너지 흡수를 하는 것으로 보인다. 또한 M_pb의 80% 휨강도가 0.02 rad에 도달하 였을 때의 휨모멘트보다 작은 것을 확인할 수 있다. Fig. 17(b)는 철골모듈 러의 이력곡선을 나타낸 것으로 합성 모듈러와 비교하였을 때 높은 휨강도 를 갖는다. 해석 모델의 전체 단면 크기는 비슷하나 강재 모듈러의 경우 기 둥 및 보의 두께가 합성 모듈러보다 두꺼워 이와 같은 결과가 나온 것으로 보인다.

강재 모듈러 역시 중간모멘트 골조의 접합성능(0.02 rad)을 만족해야하 는 기준인 M_pb의 80%보다 휨모멘트가 큰 것을 확인할 수 있다. Park et al.(2019)는 단변 방향과 장변방향 모듈러의 반복가력실험을 통해 모듈 간 접합부의 이력 및 실험체의 거동을 파악하였다. 실험체 중 LCNB는 철골 기둥에 콘크리트를 채운 장변방향의 실험체로 본 연구의 합성 모듈러 해석 모델과 일정부분 조건이 동일하다. LCNB 실험체 결과에 따르면 0.03 rad 에 도달하였을 때 바닥보 상부 플랜지에서 국부좌굴이 발생하였으며, 변위 각 증가에 따라 내부 콘크리트 균열과 국부좌굴이 증가하는 현상이 나타났 다[8]. Fig. 13(a)에 나타냈듯이 합성 모듈러 해석 모델의 변위각이 0.03 rad 에 도달하였을 때 바닥보 상부 플랜지 국부좌굴이 발생하였으며, 보 플랜지 부분과 접하는 내부 콘크리트의 변형률이 항복 변형률을 초과하는 현상이 발생되었다. 이는 LCNB 실험체 거동과 일정 부분 일치한다고 판단된다.

5. 결 론

모듈러 시스템은 2000년대 초 국내에 첫 도입을 시작으로 공장 작업을 통한 대량 생산 및 현장 작업을 최소화 하는 장점에도 불구하고 일반 철골 구조물에 비해 중, 고층 건축물에 적용한 사례가 적다. 자체적인 횡력 저항 능력 부족 및 폐쇄형 단면으로 인한 모듈 간 접합부의 일체성 확보가 어려운 것을 대표적인 이유로 들 수 있다. 국내, 외에서는 이와 같은 단점을 보완하 기 위해 별도의 코어시스템을 적용하고 모듈 간 접합 개선을 위한 연구가 진 행되고 있다. 본 연구에서는 Choi et al.(2016)에서 제안한 모듈러를 대상 으로 모듈 간 접합부 해석을 수행하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.