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제안된 접합 방식을 적용한 모듈러 시스템의 성능 비교를 위하여 동일한 규격의 실험체에 두 가지의 긴장력(post-​tension)을 적용하여 실험을 수행하였다. 실험체에 적용한 주요 부재는 8층 규모의 모듈러 건축물을 대상으로 KDS 41 31 00 강구조설계기준^[13]에 따라 설계하였으며, 규격은 Table 1과 같다. 실험체는 Fig. 4와 같이 H-200×200×8×12의 H형강 기둥을 적용하였으며, 바닥보와 천장보는 각각 H-200×100×5.5×8과 H-148×100×6×9 부재를 적용하였다. 두 실험체는 보-기둥 용접부에서의 취성파괴를 방지하고 보의 소성힌지 발생을 유도하기 위해 보 플랜지에 200 mm 길이의 보강판을 적용하였다. 바닥보 및 천장보와 기둥이 용접되는 부분에서 국부좌굴을 방지하기 위해 보의 플랜지와 이어지도록 기둥에 스티프너를 추가하였다. 스티프너에는 강봉이 관통되도록 30 mm 직경의 홀이 천공되어 있다. 기둥의 엔드 플레이트 중앙에 AJ 커넥터가 관통되며, AJ 커넥터는 전단력에 저항하도록 설계되었다. 커넥터 관통 홀은 3 mm의 공차를 가진다.

Fig. 4. 
Connection details of the specimen

상부 및 하부 모듈러 유닛을 접합시킬 수 있도록 강봉이 커넥터와 체결되며, 체결량에 따라 긴장력을 도입할 수 있다. Fig. 4(a)와 같이 강봉과 AJ 커넥터는 기둥당 2개씩 설치되며, 2개의 강봉을 통해 기둥에 압축력이 작용한다.

실험체에 적용하는 긴장력은 스트레인 게이지를 부착하여 체결시 도입되는 기둥의 압축력을 모니터링하였다. EX-​S-175PT 실험체는 기둥 소재의 공칭 항복강도에 단면적을 곱한 값의 10 %인 175 kN 이상의 압축력을 기둥에 도입하고자 하였으며, 183.4 kN의 긴장력이 도입되었다. EX-S-​260PT 실험체는 소재의 공칭 극한 강도에 단면적을 곱한 값의 10 %인 260 kN 이상의 압축력 도입을 목표로 하였으며 265.5 kN의 긴장력이 도입되었다.

단변 방향의 횡력 저항성능을 파악하기 위해 2개의 모듈이 적층된 모듈러 시스템으로 가정하였으며, Fig. 5는 본 실험에서 사용된 실험 조건을 보여준다. 기둥을 수평으로 눕혀 한쪽은 핀 지점, 한쪽은 롤러 지점을 형성하여 반력 바닥에 부착하였다. 유압가력기는 수직으로 세워진 보의 측면에 연결하였으며, 횡지지대를 설치하였다. 또한, 천장보와 바닥보는 수평 변위만을 공유할 수 있도록 두 개 보 사이에 장 슬롯을 형성하였다. 기둥의 중앙부터 가력 점까지의 거리는 1,540 mm이며, 기둥 면부터 가력 점까지의 거리는 1,440 mm이다. 유압가력기의 자중이 실험체에 미치는 영향을 최소화하기 위해 500 kN의 유압가력기를 사용하였다.

Fig. 5. 
Configuration of the test set-up

가력 프로토콜은 AISC 내진규정^[9]의 하중 재하 이력을 참고하였다. 층간변위비 0.375 %(6 cycles)부터 0.5 %(6 cycles), 0.75 %(6 cycles), 1.0 %(4 cycles), 1.5 %(2 cycles)로 점진적으로 증가시켜 가력하였으며, 2.0 %부터는 1.0 %씩 증진해 2회씩 반복가력하였다. 층간변위비가 계산되는 기준은 기둥의 중심부터 가력 점까지 거리인 1,540 mm이다. Table 2는 층간변위비별 횡변위를 나타낸다.

보 및 기둥에 대한 시편은 KS B 0801 금속재료 인장시험편^[10]에 따라 1A호 시험편을 3개씩 제작하였다. 강봉은 10호 시험편으로 제작하였으며, 기타 플레이트 부재는 5호 시험편으로 제작하였다. H형강은 KS D 3866 건축 구조용 열간 압연 형강^[11]에 지정된 플랜지 위치에서 절취하였다.

모든 시험편은 KS B 0802 금속재료 인장시험 방법^[12]에 따라 인장시험을 수행하였다. Table 3는 부재별 및 강종별 인장시험 결과를 요약한 표이다. 모든 부재는 규정 강도를 만족하였다.

모듈러 시스템의 외부접합부 반복가력실험 결과, EX-S-​175PT 실험체는 바닥보가 최초로 항복하였으며, 천장보의 항복 이후 천장보에서 먼저 소성변형이 관찰되었다. 최종적으로 바닥보에서 좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. EX-S-260PT 실험체도 바닥보가 최초 항복하였으며, 바닥보, 천장보 순서로 소성 좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다.

실험체는 보 플랜지에 200 mm 길이의 보강판이 적용되어 1,240 mm의 유효길이를 가지며, 실험체의 모멘트는 보의 유효길이에 가력 하중을 곱하여 산정하였다. 실험체의 공칭 휨모멘트는 천장보와 바닥보의 소성모멘트를 합산하여 산정하였으며, 각 보의 소성모멘트는 보 부재의 소성 단면계수 및 인장시험 결과에 따른 항복강도로부터 계산하였다. 계산된 실험체의 소성모멘트(M_P)는 126.7 kN·m이다.

AISC 내진규정은 보통모멘트 골조, 중간모멘트 골조, 특수모멘트 골조에 대하여 각각 0.02 rad, 0.03 rad, 0.04 rad의 접합부 회전각(θ)을 요구하고 있다. 중간모멘트 골조는 회전각 0.02 rad일 때의 접합부 모멘트 강도가 보 소성모멘트의 80 % 이상으로 유지되어야 하며, 특수모멘트 골조의 경우 0.04 rad일 때의 접합부 강도가 0.8M_P 이상이어야 한다.

EX-S-175PT 실험체 및 EX-S-260PT 실험체는 층간변위비 2 %에서 M_P의 80 % 이상의 내력을 유지하여 중간모멘트 골조 수준 이상의 성능을 발휘하며, 최대 휨모멘트가 소성모멘트를 상회하였다. Table 4는 주요 실험결과를 요약한 표이다.

Table 5는 EX-S-175PT의 실험결과를 나타내며, Fig. 6는 모멘트-변위 곡선을 나타낸다. 실험 결과, 횡변위 약 11.6 mm​(0.75 %), 하중 약 57.89 kN에서 바닥보가 최초로 항복하였으며, 횡변위 약 17.6 mm(1.14 %)에서 천장보가 항복하였다. 또한, 가력 정방향의 횡변위 118.3 mm(7.7 %) 및 가력 부방향의 횡변위 109.6 mm(7.1 %)에서 각각 최대하중 170.1 kN, –187.2 kN에 도달하였다. 층간변위비 7 %에서 천장보에 소성변형이 관찰되었으며, Fig. 7과 같이 층간변위비 8 %에서 바닥보에 소성 좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다.

Fig. 6. 
Moment–displacement curve of EX-S-175PT

Fig. 7. 
Failure mode of EX-S-175PT at 8 %

EX-S-260PT 실험체는 횡변위 약 13.4 mm(0.87 %), 횡하중 약 70.58 kN에서 바닥보가 최초로 항복하였으며, 횡변위 약 17.9 mm(1.16 %)에서 천장보가 항복하였다. 가력 정방향의 횡변위 89.4 mm(5.8 %) 및 가력 부방향의 횡변위 73.4 mm​(4.8 %)에서 각각 최대하중 148.1 kN, –151.7 kN에 도달하였다. 이후 층간변위비 약 5 %에서 바닥보에 소성변형이 발생하기 시작하였으며, 층간변위비 6 %에서 바닥보에 좌굴이 발생했다. 이후 층간변위비 8 %에서 천장보에서 소성 좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. Table 6는 EX-S-260PT의 실험결과를 나타내며, Fig. 8은 모멘트-변위 곡선을 나타낸다.

Fig. 8. 
Moment–displacement curve of EX-S-260PT

Fig. 9. 
Failure mode of EX-S-260PT at 7 %

EX-S-175PT 실험체는 EX-S-260PT 실험체 대비 약 1.14~​1.24배의 내력을 확보하였으며, 1.12~1.48배의 연성도를 가진다. 압축력과 휨모멘트가 함께 작용하는 기둥은 휨강도 저하를 야기할 수 있으며, 이로 인해 긴장력을 적게 적용한 EX-S-175PT의 내력과 연성도가 더 크게 나타난 것으로 판단된다. 두 실험체는 모두 보의 내부에서 소성힌지가 발생하여 안정적인 소성 거동을 보였으며, 기둥과 강봉은 실험이 종료될 때까지 탄성 거동하였다.

실험체의 접합부를 완전강접합으로 가정하여 초기강성을 예측하였다. 실험체의 횡변위는 Fig. 10과 같이 기둥 회전에 의한 변위와 보의 변형에 의한 변위, 패널 존의 전단변형에 의한 횡변위로 가정하였다. 기둥과 기둥 사이의 슬립에 의해 횡변위가 발생할 수 있으나 완전강접합에서는 슬립이 발생하지 않으므로 초기강성 예측식에 포함하지 않았다. 이론에 의한 초기강성(K_i,th)은 식 (1)과 같이 계산할 수 있으며, 보의 변위 및 기둥의 변위, 패널 존의 전단변형에 의한 횡변위는 식 (2) - 식 (5)와 같이 계산할 수 있다.

• 여기서, P: 최초 항복 시 횡하중(kN)
• 　　　　δ_b : 보의 변형에 의한 횡변위(mm)
• 　　　　δ_c : 기둥의 회전에 의한 횡변위(mm)
• 　　　　δ_pz : 패널 존 전단변형에 의한 횡변위(mm)

• 여기서, E: 탄성계수(MPa)
• 　　　　L_be : 보의 유효길이(mm)
• 　　　　L_b : 기둥 중심부터 보 가력 점까지 거리(mm)
• 　　　　L_c : 기둥의 길이(mm)
• 　　　　I_fb : 바닥보의 단면2차모멘트(mm⁴)
• 　　　　I_cb : 천장보의 단면2차모멘트(mm⁴)
• 　　　　I_c : 기둥의 단면2차모멘트(mm⁴)
• 　　　　D_c : 기둥 단면의 깊이(mm)
• 　　　　h_pz : 패널 존의 춤(mm)
• 　　　　γ : 전단변형(rad)
• 　　　　τ : 패널 존에 작용하는 전단응력(MPa)
• 　　　　υ : 소재의 푸아송비

Fig. 10. 
Deformation of beam to column joint

Table 7은 이론에 의한 초기강성과 실험결과에 따른 초기강성을 나타낸다. 실험체의 초기강성은 정방향의 항복지점과 부방향의 항복지점을 연결하는 직선의 기울기로 정의하였다. 실험결과 이론에 의한 초기강성은 5.32 kN/mm이며, EX-S-175PT 실험체 및 EX-S-260PT의 초기강성은 각각 5.30 kN/mm 및 5.35 kN/mm이다. 두 실험체는 거의 동일한 초기강성을 가지며, 이론값과 유사한 강성을 가진다. 따라서 두 실험체 모두 완전강접합에 가까운 강성을 갖는 것으로 판단된다.

Fig. 11. 
Initial stiffness of the specimens

모듈러 시스템의 구조적인 특성상 이중 보 및 이중 기둥이 형성되며, 본 연구에서는 Fig. 12와 같이 천장보 및 바닥보와 기둥이 형성하는 구간을 모듈러 복합 패널 존으로 정의하였다. 모듈러 복합 패널 존의 전단변형(γ)은 식 (6)과 같이 구할 수 있다.

• 여기서, b : 패널 존의 너비(mm)
• 　　　　h : 패널 존의 춤(mm)
• 　　　　△₁, △₂: 패널 존의 변형에 의해 변화된 대각 길이(mm)

Fig. 12. 
Free body diagram on panel zone

패널 존에 작용하는 전단력(V_pz)은 식 (7)과 같이 보의 모멘트에 의해 보 플랜지에 작용하는 축력과 기둥의 전단력의 차이로 산정된다. 또한, 패널 존의 전단 내력(R_v)은 KDS 41 31 00 강구조설계기준^[13]에 따라 식 (8)을 이용해 산정하면 R_v = 293.8 kN을 구할 수 있다.

• 여기서, M_Beam : 보에 작용하는 모멘트(kN·m)
• 　　　　h : 패널 존의 춤(mm)
• 　　　　V_Column : 기둥에 작용하는 전단력(kN)

• 여기서, F_yw : 기둥 웨브의 항복강도(MPa)
• 　　　　d_c : 기둥 부재의 춤(mm)
• 　　　　t_w : 기둥 웨브의 두께(mm)

Fig. 13은 패널 존의 전단변형과 전단력의 관계를 나타낸다. EX-S-175PT 및 EX-S-260PT 실험체는 모두 층간변위비 2.0 %에서 전단 내력을 초과하며 항복한 것으로 판단되며, 항복 이전의 탄성 영역에서 패널 존의 전단변형은 두 실험체가 유사하다.

Fig. 13. 
Shear deformation – shear force curve

패널 존이 항복할 때 EX-S-175PT 실험체는 정방향 및 부방향에서 각각 152.5 kN·m 및 –156.3 kN·m의 휨모멘트가 발생하였다. EX-S-260PT 실험체의 휨모멘트는 정방향 및 부방향에서 각각 150.9 kN·m, –151.9 kN·m이 발생하였다.

두 실험체의 패널 존은 천장보 및 바닥보가 소성모멘트에 도달한 뒤 항복한 것을 확인하였다. 패널 존의 항복 이후 전단변형에 차이가 발생하였으며, 소성 영역에서 EX-S-​175PT의 패널 존은 EX-S-260PT 패널 존 대비 약 1.86~2.63배의 전단변형이 발생함을 알 수 있다.

기둥 사이의 슬립 및 갭 오프닝, 강봉의 응력분포는 AJ 접합 시스템의 접합성능평가를 위한 주요 지표이다. Fig. 14은 갭 오프닝을 계측한 결과이며, 두 실험체는 실험종료시까지 갭 오프닝이 1 mm 미만으로 계측되었다. 실험체의 초기강성이 완전강접합과 유사하며 보의 소성모멘트 강도를 발휘하였으므로, 구조성능에 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.

Fig. 14. 
Gap opening

Fig. 15은 기둥 사이에서 슬립(slip)을 계측한 결과이다. AJ 커넥터가 관통되는 엔드 플레이트의 공차는 3 mm로 기둥 사이에서 허용 가능한 슬립은 3 mm이며, 그 이상의 슬립은 접합 시스템이 전단에 저항하지 못함을 의미한다. 실험 결과, EX-S-175PT 실험체는 층간변위비 7 %부터 기둥 사이에서 갭 오프닝이 발생하면서 슬립이 발생하였다. 총 슬립 양은 약 1 mm 미만으로 AJ 커넥터가 전단 저항능력을 확보함을 알 수 있다.

Fig. 15. 
Slip between columns

Fig. 16은 기둥 내부에 삽입된 4개 강봉의 응력을 나타내며, 두 실험체에 적용된 강봉은 모두 실험 최대하중까지 응력이 급격하게 증가하지 않고 탄성 단계를 유지하였다. 따라서 모듈러 상‧하 유닛의 접합에 대해 충분한 접합 성능을 보유한 것으로 판단된다.

Fig. 16. 
Stress of the rod bar

보-기둥 접합부에서 전체 횡 변위는 Fig. 17과 같이 보의 변형과 기둥의 회전, 모듈러 복합 패널 존의 전단변형 및 접합부의 슬립에 의해 발생할 수 있다. 갭 오프닝은 Fig. 17(e)와 같이 부재의 회전을 동반하여 발생하는 현상으로 갭 오프닝 자체가 총 횡 변위에 미치는 영향은 없다. Fig. 18은 실험체의 총 변위 및 각 부재 변형에 의한 변위를 나타낸다.

Fig. 17. 
Displacements by the deformation of members

Fig. 18. 
Contribution of the members on displacement

총 횡변위 중 보와 패널 존에 의한 변위가 차지하는 비중은 탄성단계를 기준으로 분석하였다. EX-S-175PT 실험체는 최대 횡변위를 기준으로, 총 횡변위 중 정방향에서 보와 패널 존에 의한 변위가 차지하는 비중은 각각 72.5 %, 13.0 %이다. 부방향에서 총 횡변위 중 보와 패널 존에 의한 변위가 차지하는 비중은 각각 63.0 %, 8.6 %이다. EX-S-260PT 실험체는 전체 횡변위 대비 보와 패널 존에 의한 변위의 비율은 정방향에서 각각 67 %, 17.4 %로 나타났으며, 부방향에서는 각각 63.0 %, 5.8 %이다. 실험 결과, 전체 횡변위 중 보의 변형에 의한 변위는 두 실험체 모두 60 % 이상으로, 보의 변형에 의한 변위가 가장 큰 것으로 나타났다. 3.3절에서 패널 존의 항복 이후 EX-S-175PT 실험체의 패널 존 전단변형이 EX-​S-260PT 실험체의 패널 존보다 큰 것으로 나타났으나, 두 실험체는 전체 횡 변위에서 패널 존의 전단변형이 미치는 영향이 적고 대부분 보의 변형에 의해 횡 변위가 발생하였다.

구조시스템은 횡력이 작용하는 동안 취성파괴 없이 에너지소산능력을 확보할 수 있도록 소성회전능력이 요구된다. 소성회전능력은 회전각에서 탄성에 의한 회전각 성분을 제거하여 산정할 수 있다. Fig. 19은 두 실험체의 모멘트-소성회전각 관계 곡선으로 보-기둥 접합부의 소성회전능력을 나타내며, 소성회전각(θ_P)은 식 (9)에 따라 산정하였다.

• 여기서, θ_P : 소성회전각(rad)
• 　　　　δ : 전체 횡변위(mm)
• 　　　　P : 횡하중(kN)
• 　　　　K_i,ex : 초기 횡강성(kN/mm)

Fig. 19. 
Total plastic rotation capacity of specimens

실험 결과, EX-S-175PT 실험체는 정방향 및 부방향에서 각각 0.0626 rad 및 0.0643 rad의 소성회전능력을 보유하였다. EX-S-260PT 실험체의 경우 정방향 및 부방향에서 각각 0.0665 rad, 0.0679 rad의 소성회전능력을 발휘하였다.

Fig. 20는 부재별 소성회전능력을 나타낸다. 총 소성회전각 중 보의 소성회전이 차지하는 비중은 층간변위비 8 %를 기준으로 확인하였다. EX-S-175PT 실험체는 총 소성회전각 중 보의 소성회전각이 정방향·부방향에서 각각 약 86.7 %, 86.4 %의 비중을 차지한다. EX-S-260PT 실험체는 전체 소성 회전 대비 보의 소성 회전이 정방향 및 부방향에서 각각 97.7 %, 94.5 %의 비중을 차지하는 것으로 나타났다. 실험 결과, 전체 소성변형 중 보의 소성변형 비중이 대략 80 % 이상으로 두 실험체 모두 대부분 소성변형이 보에서 발생하였다. 보강판의 적용으로 소성힌지가 보 내부에서 발생하여 접합부는 횡력에 대해 안정적으로 거동함을 확인하였다.

Fig. 20. 
Contribution of the members on plastic deformations