좌굴방지가새를 적용한 프리팹 강구조 코어 내진 성능 평가

1. 서 론

최근 국내 건설 산업은 급격한 인건비 상승, 숙련공 부족, 공기 단축 요구 증가 등 복합적인 요인으로 인해 공업화된 건축 방식에 대한 관심이 높아지고 있다. 특히 모듈러 건축은 현장 시공의 최소화, 공정 간섭 감소, 자재 낭비 저감 등의 장점을 바탕으로 기존의 현장 중심 건축 방식을 대체할 수 있는 유력한 대안으로 주목받고 있으며, 초기에는 단층 또는 저층 위주의 적용이 주를 이루었으나 최근에는 10층 이상의 중고층 모듈러 건축 수요가 증가하고 있다. 이에 따라 구조적 안정성과 내진 성능 확보에 대한 기술적 요구도 함께 증가하고 있다.

모듈러 건축에서 횡력 저항을 개별 모듈이 직접 부담할 경우, 모듈 간 결합부의 이중 기둥 구조 형성 및 횡력 대응을 위한 단면 증가로 인해 구조적 비효율성과 공간 제약을 초래하게 된다. 이러한 구조적 비효율성을 해결하기 위해, 중고층 모듈러 건축물에서는 코어 구조 시스템을 별도로 구성하여 횡력에 저항하는 방식이 일반적으로 사용된다. 현재 국내에서 주로 활용되는 철근콘크리트 코어는 현장 타설 방식으로 인해 공기 단축이 어렵고, 품질 관리 측면에서도 일관성 확보가 어려운 한계를 갖는다.

좌굴방지가새(Buckling-Restrained Brace, BRB)는 이러한 횡력 저항 시스템의 성능을 향상시키기 위한 주요 구조 요소로, 압축 시 좌굴을 억제하는 외부 케이싱과 비부착층을 통해 인장 및 압축 모두에서 항복 거동이 가능한 부재이다^[1],[2]. 국내 내진설계기준(KDS 41 17 00)에서는 좌굴방지가새를 적용한 구조 시스템에 대해 반응수정계수 R=8.0까지 허용하고 있으며^[3], 이는 설계 지진력의 감쇠와 단면 최적화를 동시에 가능하게 하는 시스템으로 분류된다. 이에 따라 좌굴방지가새는 중고층 건축물, 내진 보강, 교량, 초고층 건물 등 다양한 분야에서 활발히 도입되고 있으며, 특히 미국과 일본을 중심으로 한 실험 및 해석 기반의 구조 성능 검토 연구들이 선행되어 왔다^[4]. 최근 국내에서도 좌굴방지가새의 설계, 성능 확보 및 상세 개발을 위한 다양한 부재 실험 및 해석 연구들이 진행되고 있으나^[5],[6], 모듈러 건축에 적용된 실험 기반의 구조 성능 검증은 부족한 상황이다.

이에 본 연구에서는 중고층 모듈러 건축물에 적용 가능한 좌굴방지가새 적용 프리팹 강구조 코어 시스템을 제안하고, 그 구조적 타당성을 검토하기 위해 좌굴방지가새 단일부재 반복가력 실험과 이를 기반으로 한 좌굴방지가새 해석 모델 적용, 그리고 구조물에 프리팹 강구조 코어 시스템을 적용한 전체 구조 해석을 수행하였다. 실험 및 해석 결과를 바탕으로 제안된 시스템의 내진 성능 및 실용 가능성을 정량적으로 분석하였다.

2. 프리팹 강구조 코어 시스템

본 연구에서는 중고층 모듈러 건축물의 내진 성능 확보와 공정 효율성 향상을 동시에 달성할 수 있는 구조 방식으로서, 좌굴방지가새를 적용한 프리팹 강구조 코어 시스템을 제안한다. 해당 시스템은 기존의 철근콘크리트 코어 방식이 갖는 시공성과 공기 측면의 한계를 개선하고, 모듈러 건축의 공업화된 생산방식과의 호환성을 고려하여 계획되었다. 프리팹 강구조 코어는 기둥, 보, 브레이스 등 주요 구조 부재를 공장에서 하나의 모듈화된 유닛으로 통합 제작하고 현장에서는 설치만 수행하는 방식으로, 공기 단축 효과를 극대화할 수 있다.

이와 같은 프리팹 강구조 코어 시스템은 다음과 같은 기술적 장점을 갖는다. 첫째, 공장 제작 기반으로 품질 일관성이 우수하고 접합부 정밀도가 높아 구조 성능의 신뢰도를 확보할 수 있다. 둘째, 반복 생산이 가능하여 모듈러 건축의 확장성 및 평면 정형성에 적합하며, 다량 생산 시 원가 절감 효과도 기대된다. 셋째, 코어가 독립된 유닛으로 구성되어 있어 현장 공정 단순화와 인력 의존도 저감이 가능하다.

프리팹 강구조 코어 시스템의 설계를 Fig. 1에 제시하였다. 해당 시스템에서는 코어 내부의 구성요소 배치와 이동 동선을 고려하여 브레이스(Brace)와 서브 컬럼(Sub-column)의 위치를 효율적으로 계획한 형태임을 확인할 수 있다. 또한 좌굴방지가새의 기본적인 배치 형식으로는 V형 가새(Chevron Brace)와 대각 가새(Diagonal Brace)가 주로 적용되며, 이는 반복성 있는 모듈러 평면 구성에 효과적으로 대응할 수 있는 구조 방식이다.

Fig. 1.

Example of prefabricated steel core system

본 시스템에서 횡력 저항 요소로 적용되는 좌굴방지가새는 반복하중에 대해 우수한 연성과 에너지 소산 능력을 갖는 고연성 부재이다. 일반적인 강구조 가새는 압축 시 좌굴로 인해 성능이 저하되지만, 좌굴방지가새는 강재 코어(steel core)를 비부착 물질(debonding material)과 모르타르 및 외부 케이싱(steel casing)으로 감싸 좌굴을 억제하고, 인장과 압축 하중 모두에서 안정적인 항복 거동을 발휘할 수 있다^[7]. Fig. 2에는 좌굴방지가새의 구성 형태를 나타낸 개념도를 제시하였으며, 본 연구에서 사용한 좌굴방지가새는 NIST 가이드를 기반으로 계획되었으며^[8], 이를 본 연구의 프리팹 강구조 코어 시스템에 적용 가능하도록 치수 및 접합 상세를 조정하여 설계 및 제작하였다.

Fig. 2.

Configuration of buckling-restrained-brace (BRB)

이러한 구성은 지진과 같은 반복하중에 대해 소성 변형의 집중, 에너지의 효과적 소산, 국부 손상의 최소화 등을 가능하게 하며^[9], 모듈러 구조물과 같이 부재 단면 최적화가 필요한 시스템에서 특히 유효하다. 국내 내진설계기준(KDS 41 17 00)에 따르면 좌굴방지가새를 적용한 구조 시스템은 고연성 구조로 분류되며, 반응수정계수 R=8.0까지 적용할 수 있다^[3]. 이는 설계 지진력을 감소시켜 구조 부재의 중량 및 단면을 줄이는 데 효과적이다.

이와 같이 좌굴방지가새를 적용한 프리팹 강구조 코어 시스템은 중고층 모듈러 건축물에서 내진 성능과 시공 효율성을 동시에 확보할 수 있는 통합 구조 시스템으로서의 가능성을 지니며, 본 연구에서는 해당 시스템의 구성과 구조 성능에 대해 실험 및 해석을 통해 검토하고자 한다.

3. 좌굴방지가새 단일부재 실험

3.1 실험체 설계

본 연구에서는 제안하는 프리팹 강구조 코어 시스템의 핵심 횡력 저항 부재인 좌굴방지가새의 구조적 성능을 검증하기 위하여 단일부재 반복가력 실험을 수행하였다. 실험은 반복하중 조건 하에서 좌굴방지가새의 연성, 강도, 에너지 소산 능력 특성을 확인하였다. 실험체는 실제 프리팹 강구조 코어 시스템에 적용 가능성을 고려하여 치수 및 단면 형상을 구현 가능한 수준으로 계획하였으며 이를 통해 반복하중 하에서 좌굴방지가새가 안정적인 거동을 발휘할 수 있는지를 평가하였다.

총 2개의 실험체를 설계하여 비교하였으며 두 실험체는 전반적인 형상과 재료 구성은 동일하나, 강재 코어의 폭만 다르게 설정하여 두 부재의 항복 및 연성 성능 차이를 비교 분석하였다. 실험체는 플레이트형 강재 코어를 중심으로 하며 양단은 거셋플레이트와의 접합을 위한 용접 형상으로 제작되었다. 접합부는 하중 전달의 효율성과 접합부 강성 증대를 고려하여 강재 코어 단면 확장 및 수직 스티프너를 포함하는 방식으로 설계되었으며 이 구성은 Fig. 3에 제시하였다.

Fig. 3.

Welded connection between gusset plate and steel core

또한 실험 중 반복가력으로 인해 좌굴방지가새 내부에서 강재 코어가 외부 케이싱으로부터 빠지거나 편심되지 않도록 제어하기 위해 강재 코어 중심부에는 스토퍼를 설치하였다^[1].

두 실험체는 각각 총 길이는 2장에서 설계한 프리팹 강구조 코어에서 가장 긴 좌굴방지가새의 길이인 4,860 mm로 동일하게 설계하였으며 강재 코어의 항복 구간(yield length), 외부 케이싱 단면, 사용 재료 등은 두 실험체 간 동일 조건을 유지한 상태에서 강재 코어 폭만 달리 적용하였다. 실험체의 단면 규격은 실물 모듈러 코어 시스템의 공간적 제약과 요구 구조 성능을 반영하여 다음과 같은 근거로 선정하였다. 첫째, 외부 케이싱은 모듈러 유닛 골조에 설치가 가능한 한계 치수인 250×250 mm로 결정하였다. 둘째, 강재 코어의 단면은 프리팹 코어 시스템에 요구되는 설계 횡력 수준을 고려하여 결정하였으며, 목표하는 축방향 항복강도를 확보할 수 있는 130×20 mm (BRB-a), 160×20 mm (BRB-b) 두 가지 규격을 선정하였다. 마지막으로 스티프너는 강재 코어가 최대 내력에 도달했을 때 접합부로 전달되는 하중에 대해 충분한 인장 및 전단 내력을 발휘하여, 접합부 파단을 방지하고 강재 코어의 안정적인 항복을 유도할 수 있는 치수로 설계하였다. 부재별 규격 및 재료 특성은 Table 1에 정리하였고 실험체 전체 도면은 Fig. 4와 Fig. 5에 나타냈다.

Table 1.

Dimensions and material properties of BRB specimen components

Fig. 4.

BRB-a specimen drawing

Fig. 5.

BRB-b specimen drawing

3.2 실험체 강도

본 실험에서 사용된 강재 코어와 스티프너에 대한 강도를 Table 2에 제시하였다. 실험에 사용된 재료의 성질을 확인하기 위해 인장시험을 진행하였다^[10]. 인장시험으로 측정된 항복강도와 인장강도의 평균값을 실험체 설계 및 해석 결과 분석에 반영하였다. 실험 결과 SS275와 SM355 모두 공칭강도보다 높은 항복강도를 나타냄을 알 수 있다. 좌굴방지가새의 항복 및 최대 강도는 실험 전 부재 성능을 예측하고, 실험 결과와 비교하기 위해 다음과 같은 방식으로 산정하였다. 먼저 항복강도(P_ys)는 강재 코어의 단면적(A_c)와 인장시험을 통해 측정된 재료의 항복강도(F_y)를 곱하여 식 (1)에 따라 계산하였다. 또한 좌굴방지가새의 최대 하중은 항복강도에 조정계수(ω,β)를 적용하여 최대 인장강도(T_max)와 최대 압축강도(C_max)를 식 (2)–식 (3)에 따라 계산하였으며 ω=1.3, β=1.15로 설정하였다^[11].

$\[ P_{ys}=F_y\times A_{sc} \]$

(1)

$\[ T_{\max }=\omega \times P_{ys} \]$

(2)

$\[ C_{\max }=\beta \times \omega \times P_{ys} \]$

(3)

• 여기서, ω: 변형경화보정계수
• 　　　  β: 압축강도보정계수

Table 2.

Material test results

3.3 실험 방법

실험은 유압식 재료시험기(UTM)를 사용하여 반복가력 실험을 진행하였으며 전체 모습은 다음 Fig. 6와 같다.

Fig. 6.

Test setup of BRB specimen

가력은 KDS 14 31 60: 강구조 내진설계기준에서 제시하는 반복가력 프로토콜에 따라 진행하였다^[12]. 가력 프로토콜은 좌굴방지가새의 항복변위(Δ_by)를 기준으로 2회 반복 후, 설계 층간변위(Δ_bm)의 0.5, 1.0, 1.5, 2.0 배에 대해 각 2주기씩 가력하였으며 사용된 설계 층간변위는 1 %로 설정하였다. 항복변위(Δ_by)는 강재 코어의 단면적과 항복강도를 기반으로 선정하여 Δ_by = 8 mm, Δ_bm = 27 mm로 진행하였다. 추가로 설계 층간변위와 실제 좌굴방지가새의 축변위의 상관도를 Fig. 7에 나타냈다^[11].

Fig. 7.

Relationship between BRB axial deformation and design story drift

좌굴방지가새 실험체에는 부재의 변형 특성과 응력 분포를 측정하기 위해 스트레인 게이지(strain gauge)를 부착하였다. 게이지는 각각 강재 코어, 스티프너, 외부 케이싱에 부착되어 가력 중 각 부재의 국부 응력 변화를 실시간으로 측정하였다. 이 측정을 통해 부재별 항복 위치, 좌굴 발생 여부, 외부 케이싱의 강도 부담 등을 분석할 수 있도록 하였다.

3.4 실험 결과

BRB-a 및 BRB-b 실험체에 대한 하중-변위 곡선은 Fig. 8에 제시하였다. 두 실험체 모두 초기에는 선형 거동을 보이다가 Δ_by = 8 mm 이후 항복하여 비선형 거동을 보여준다.

Fig. 8.

Hysteretic responses

추가적으로 현저한 강도 저하나 좌굴, 비대칭 거동 없이 안정적인 히스테리시스 곡선을 유지하였다. BRB-a 실험체의 경우 130×20의 코어 폭으로 상대적으로 강도가 낮게 나오는 모습을 보인다. 두 실험체 모두 가력 최대 구간에서도 급격한 강성 저하 없이 안정적인 연성 거동을 발휘하였다. 히스테리시스 곡선 면적을 비교한 결과 BRB-b가 상대적으로 더 많은 에너지 흡수 능력을 보였으며, 이는 단면 증가에 따른 저항력 향상에 기여하는 것으로 보인다. Fig. 9에서 각 실험체별 최대 하중에서의 모습을 나타낸다.

Fig. 9.

Appearance of BRB specimens at peak load

실험 결과를 통해 변형경화보정계수와 압축강도보정계수를 측정하였다. 변형경화보정계수(ω)는 설계층간변위의 2.0배에 상당하는 변형의 범위에서 측정된 실험체의 최대인장력과 항복강도(P_ys)의 비, 압축강도보정계수(β)는 설계층간변위의 2.0배에 상당하는 변형의 범위에서 측정된 실험체의 최대압축력과 최대인장력의 비이다. BRB-a의 변형경화보정계수(ω)는 1.39, 압축강도보정계수(β)는 1.19이고 BRB-b의 변형경화보정계수(ω)는 1.31, 압축강도보정계수(β)는 1.21로 계산되었다. KDS 14 31 60에서 ω와β는 큰 값을 사용하도록 제시하기 때문에 본 연구에서는 ω=1.39, β=1.21을 사용하였다^[12].

이와 같이 실험값과 계산값을 식 (1)–식 (3)에 적용하여 실험체의 강도를 계산하였으며, 실험 결과로 얻어진 좌굴방지가새의 실제 항복강도 및 최대 인장, 압축 강도를 비교하여 Table 3에 정리하였다. 항복강도는 스트레인 게이지를 통해 강재 코어의 항복 시점을 기준으로 산정되었으며, 최대 인장강도 및 압축강도는 반복가력 중 발생한 최고 강도를 기준으로 구하였다. 두 실험체 모두에서 실험 강도는 예측 강도보다 높은 값을 나타냈으며, 이는 강재 코어의 좌굴방지를 위한 모르타르와 스토퍼의 강도 개입에 의한 것으로 판단된다.

Table 3.

Comparison of predicted and measured strengths of BRB specimens

좌굴방지가새의 세부 응력 분포 및 항복 거동을 정량적으로 분석하기 위해 실험체의 강재 코어, 스티프너, 외부 케이싱에 스트레인 게이지를 부착하였고 각 게이지의 부착 위치 및 번호는 Fig. 10에 제시하였다. 강재 코어에는 항복 구간 안에 3개를 부착하였고 스티프너 1개, 외부 케이싱에 2개를 부착하였다.

Fig. 10.

Locations of strain gauges on specimens

스트레인 그래프는 Fig. 11에 제시하였으며 측정 결과, 강재 코어는 하중이 압축 항복변위에 도달하는 시점에서 항복이 발생하였으며 인장 측면에서는 BRB-a, BRB-b 각각 0.5Δ_bm, 1.0Δ_bm에서 항복이 발생하였다. 스티프너와 케이싱의 경우 실험이 종료될 때까지 낮은 응력 수준에서 선형 거동이 유지되었다. 즉, 접합부위와 케이싱 부위에서는 항복 전 수준의 변형률 범위 내에서 안정적으로 거동하였으며 좌굴이나 국부 변형의 징후 또한 관촬되지 않았다. 이는 강재 코어에서 항복을 유도한 좌굴방지가새 설계와 동일한 실험결과가 나타났으며 좌굴방지가새가 요구하는 좌굴 억제 기능과 접합부 안정성 조건을 충족하고 있음을 검증하는 결과이다.

Fig. 11.

Strain gauge measurement results

4. 좌굴방지가새 Pushover 해석

본 연구에서는 좌굴방지가새의 구조 해석을 위해, MIDAS Gen 프로그램 내에서 적용 가능한 비선형 부재 모델을 구성하였다. 좌굴방지가새는 강재 코어와 이를 구속하는 외부 케이싱 및 콘크리트로 이루어진 복합 부재로서, 반복하중 하에서의 연성 거동과 좌굴 억제 특성을 해석적으로 구현하기 위해서는 부재 길이 내 각 구간의 기계적 역할을 구분한 분절 모델이 필요하다. 이를 위해 좌굴방지가새 부재는 다음 세 가지 영역으로 구성되는 L_e-L_t-L_y 분할 모델로 이상화하였다. Fig. 12는 좌굴방지가새 부재의 세 가지 영역을 보여주는 그림이다. L_e(탄성 영역)는 부재 양단부로 좌굴방지가새가 다른 구조 부재와 연결되는 구간이며 항복이 발생하지 않는 구간이다. 일반적으로 고강도 강재 또는 거셋플레이트 연결부에 해당한다. L_t(전이 영역)는 L_e와 L_y 사이의 영역으로 항복 영역에 비해 응력이 보다 높은 부분이며 L_y(항복 영역)는 실제로 항복이 유도되는 중심부로 반복하중에 대한 연성 거동이 집중적으로 발생하는 영역이다.

Fig. 12.

Illustrative of the three BRB zones

MIDAS Gen 프로그램을 통해 좌굴방지가새를 해석하기 위해 좌굴방지가새의 강재 코어의 단면적과 같은 각형강관으로 가정하여 수행하였다. 좌굴방지가새의 강재 코어와 각형강관의 단면적을 동일하게 설정하였으며 BRB-a (130×20)의 경우 각형강관 300×300×4.5, BRB-b (160×20)의 경우 각형강관 300×300×6으로 설정하였다. 또한 L_e와 L_t의 강성의 차이를 보정하기 위해 L_e의 각형강관 단면적은 5A_y, L_t의 경우 2A_y로 설정하여 해석 중 L_y 구간에서 항복이 발생하도록 유도하였다.

비선형 정적 해석 수행에 앞서, 좌굴방지가새 부재의 비선형 모델을 정의하기 위해 현행 내진 성능 평가 기준인 ASCE-SEI 41-17에서 제시하는 일반화된 힘-변형 곡선(Generalized Force-Deformation Relation)을 적용하였다^[13]. 해석 모델의 뼈대 곡선(Backbone Curve)은 A-B-C-D-E 5개 구간으로 구성되며, 각 구간은 항복점, 변형경화 구간, 강도 저하, 잔류저항, 파괴 지점의 거동을 단계별로 정의한다. 힌지 속성은 각각의 구간에 대해 상대 변위(D/DY)와 내력(F/FY)으로 정규화되어 입력된다.

좌굴방지가새는 일반 강재 부재보다 현저히 높은 연성 능력을 가지는 특수 부재로 ASCE-SEI 41-17에서 연성도(Ductility)를 13.3으로 적용할 것을 제시하고 있다^[13]. 이에 따라 본 연구에서는 비선형 해석에서의 좌굴방지가새의 힌지 속성 정의 시 연성도 값을 13.3으로 반영하였으며, 이를 통해 구조 해석에서 좌굴방지가새의 연성 성능이 과소평가되지 않도록 조정하였다. 또한 좌굴방지가새는 일반적으로 압축강도가 인장강도보다 높게 나타나는 비대칭적인 거동 특성을 가지므로^[14], ASCE 기본 뼈대 곡선에서 제시되는 대칭 응답 대신 실험 결과를 기반으로 한 비율 보정값을 적용하여 최대 인장 및 압축 강도 수준을 각각 별도로 입력하였다. 이러한 방식을 통해 실험 기반 힌지 속성을 보다 정밀하게 반영하였으며, 최종적으로 적용된 힌지 입력 곡선은 Fig. 13에 도시하였다.

Fig. 13.

Comparison of hinge property input

BRB-a 및 BRB-b 실험체에 대해 수행한 Pushover 해석 결과의 하중-변위 곡선은 Fig. 14에 제시하였으며 Pushover 해석으로 얻은 좌굴방지가새 강도와 실험 결과에 따른 강도를 Table 4에 제시하였다. 해당 해석은 실제 실험 조건과 동일한 좌굴방지가새 단일부재 모델을 대상으로 수행되었으며, 해석 결과는 실험에서 측정된 응답곡선과 비교하여 구조적 특성의 일치 여부를 분석하였다.

Fig. 14.

Pushover analysis results of BRB specimens

Table 4.

Comparison of test and pushover analysis results for BRB-a and BRB-b

해석 결과, BRB-a의 경우 해석과 실험 결과 간의 항복하중과 최대 인장강도의 경우 유사한 일치도를 보였다. 하지만, 최대 압축강도에서는 실험 결과가 해석 결과보다 약 12.3 % 높게 나타났다. BRB-b의 경우 항복강도와 최대 압축강도의 경우 유사한 값을 보여주지만 최대 인장강도에서 Pushover 해석값이 실험값보다 약 8.1 % 크게 나타났다. 이 차이는 해석 모델 구성 시 좌굴방지가새를 복합 단면이 아닌 각형강관으로 단순화하여 해석한 것에서 나타난 것으로 판단된다. 실제 실험에서는 모르타르의 압축 좌굴 저항 등으로 압축력 저항에 유효하게 작용하지만 해석 모델에서는 이러한 요소들이 완전히 반영되지 못한 한계가 있다. 그럼에도 불구하고 전체적인 항복 특성, 연성 확보, 하중 증가 경향 등은 실험 결과와 유사한 수준을 유지하였다. 따라서 본 연구에서 사용한 L_e-L_t-L_y 분할 기반의 좌굴방지가새 모델과 비선형 힌지 속성 적용 방식은 실제 구조 거동을 유사하게 나타낼 수 있는 해석 기법으로 판단된다.

5. 프리팹 강구조 코어 구조물 성능 평가

5.1 개요

본 연구에서는 좌굴방지가새가 적용된 프리팹 강구조 코어 시스템의 층별 횡력 저항 시스템과 전체 구조 거동을 종합적으로 평가하기 위해, 지상 12층 규모의 업무시설 가상 구조물을 대상으로 비선형 정적 해석을 수행하였다. 해석은 MIDAS Gen 프로그램을 활용하였으며 실제 모듈화 건축의 특징을 반영하기 위해 각 층은 개별 다이어프램을 형성하는 것으로 가정하였다. 전체 구조물은 지상 12층 건물로 전체 모델링 모습 및 평면도를 통한 좌굴방지가새 배치를 Fig. 15에 제시하였다.

Fig. 15.

Nonlinear analysis model of the prefabricated steel core system

X방향에 대해서는 대각가새, Y방향에 대해서는 V형 가새를 배치하였다. 기준층 층고는 3.0 m로 설정하였고 건물의 최대 높이는 38.4 m이다. 평면 규모는 가로 24.25 m×세로 24.2 m로 계획하였으며 효율적인 코어 배치와 모듈별 제작성을 고려하여 전체 구조를 1–4 F, 5–8 F, 9–12 F의 3개 구간으로 등분하여 각 구간별로 부재의 사이즈를 다르게 설정하였다. 이는 상부층으로 갈수록 축하중 및 횡력이 감소하는 구조적 특성을 반영하여 단면을 최적화함으로써, 실제로 적용할 수 있는 모듈러 건축의 설계를 반영하였다. 좌굴방지가새의 경우 4장에서 사용한 모델링 방법을 적용하였으며 V형 가새와 대각가새를 모델링 하였다. 또한, Table 5와 같은 설계 조건을 적용하여 대상 건물의 횡력 분담 특성을 파악하기 위한 탄성 해석과 극한 내력 평가를 위한 비선형 정적(Pushover) 해석을 단계적으로 수행하였다. 비선형 정적 해석을 위한 해석 설정값으로 Increment steps는 100, Maximum displacement는 220 mm로 설정하여 수행하였다.

Table 5.

Overview of elastic analysis

5.2 해석 결과

본 연구에서는 제안된 시스템의 상세한 내진 성능을 검증하기 위해, 먼저 골조와 가새의 횡력 분담 특성을 분석한 후 비선형 정적 해석을 통해 구조물의 항복 메커니즘과 보유 성능을 평가하였다.

우선 구조 시스템의 층별 횡력 저항 거동을 파악하기 위해 모듈러 골조(Frame)와 좌굴방지가새(Brace)의 횡력분담률을 분석하였으며, 그 결과는 Table 6와 같다.

Table 6.

Story shear force ratio

해석 결과, 가새의 형태와 배치에 따라 X방향과 Y방향의 거동 특성에 뚜렷한 차이가 확인되었다. V형 가새가 적용된 X방향은 가새가 전체 횡력의 약 87–95 %를 부담하여, 모듈러 골조의 기여도가 낮은 ‘가새 골조 시스템’의 특성을 보였다. 반면 대각 가새가 적용된 Y방향은 저층부에서 모듈러 골조가 약 30 % 수준의 횡력을 분담하는 것으로 평가되어, 골조가 횡력 저항에 적극적으로 참여하는 ‘이중골조 시스템’으로 평가할 수 있다. 이 경우, 모듈러 골조는 충분한 내진성능을 확보한 지진력 저항시스템으로 설계해야 한다. 모듈러 골조의 지진력 저항 시스템 및 코어와 모듈러 골조와의 접합 상세 등은 본 연구에서는 다루지 않았다.

비선형 해석 검토 내용으로는 가새/골조에서 항복 및 파단의 시기 및 위치, 순서를 확인한다. 이어 구조물의 능력곡선(Capacity Curve)을 확인하여 건물의 최상층 변위와 밑면 전단력을 확인하였다.

먼저 V형 가새가 횡력에 대하여 저항하는 X방향에 대한 성능 평가로 구조물의 능력곡선은 Fig. 16에 제시하였다. Pushover 해석 단계 step:40에서 V형 가새 중 압축 부재가 항복하기 시작하였으며, 이 시점에서 구조물 최상층의 변위는 88 mm, 밑면 전단력은 4,890 kN으로 나타났다. 이후 가새 부재가 순차적으로 항복하며 step:100 시점에서는 최상층 변위 220 mm, 밑면 전단력 7,940 kN에 도달하였다. 추가로 가새가 항복하는 동안 모듈러 골조(기둥&보)는 탄성 상태를 유지하여 가새 시스템이 횡력 저항의 주요 역할을 수행하고 있음을 확인하였다.

Fig. 16.

Pushover capacity curve for X-direction

Y방향에 대해서는 대각 가새를 주된 횡력 저항 부재로 적용하였으며 Fig. 17에 구조물 능력곡선을 제시하였다. 해석 결과 step:65에서 압축 가새가 최초로 항복하였다. 이때 최상층 변위는 143 mm, 밑면 전단력은 3,092 kN으로 확인되었다. 이후 가새가 연속적으로 항복하여 해석 step:100 시점에서는 최상층 변위 220 mm, 밑면 전단력 4,370 kN에 도달하였다. 마찬가지로 모듈러 골조 부재는 전 단계에 걸쳐 탄성 범위 내에서 안정적인 거동을 유지하였다.

Fig. 17.

Pushover capacity curve for Y-direction

X방향 및 Y방향 가새의 항복 순서를 Fig. 18에 표시하였다. 두 방향 모두 압축을 받는 가새가 먼저 항복을 한 후 지속적으로 압축 가새의 항복이 이어지다가 이후에 인장 가새와 압축 가새가 연속적으로 항복이 발생하는 것을 알 수 있다.

Fig. 18.

Yield sequence and locations for braces

X방향과 Y방향의 해석 결과를 비교해보면, 두 방향 모두 가새가 단계적으로 항복하면서 구조물의 비선형 저항 능력을 발휘하였고 모듈러 골조는 항복하지 않아 횡력 저항 시스템의 역할 분담이 적절히 이루어졌음을 알 수 있다. 특히 V형 가새를 적용한 X방향은 대각 가새를 적용한 Y방향보다 밑면 전단력 값이 상대적으로 크게 나타났는데, 이는 가새의 설치 형태 및 규격이 상이하기 때문으로 판단된다.

결과적으로 본 연구에서 제안한 프리팹 강구조 코어 시스템은 주 가새 부재가 항복 에너지를 흡수하며 구조물의 비선형 저항 능력을 충분히 확보함을 확인할 수 있었고, 모듈러 골조는 전 구간에서 탄성 상태를 유지하여 높은 안전성을 보였다.

구조물의 보유 능력 곡선과 요구 스펙트럼이 만나는 점을 뜻하는 성능점은 구조물이 발휘할 수 있는 최대 변형능력과 요구 내력을 나타낸다. Fig. 19과 같이 X방향과 Y방향 각각에 대한 성능점을 확인하였다.

Fig. 19.

Performance point graph

X방향 성능점의 경우 최상층 변위 18 mm, 밑면 전단력 994 kN의 수준, Y방향 성능점의 경우 최상층 변위 26 mm, 밑면 전단력 571 kN의 수준으로 양 방향 모두 성능점이 항복에 도달하지 않는 수준이다. 이는 성능 스펙트럼의 탄성 구간 내에 위치하고 있으며 내진 성능이 확보되고 있어 좌굴방지가새의 의도한 성능이 나타나는 것을 알 수 있다.

6. 결 론

본 연구에서는 중고층 모듈러 건축물의 내진 성능과 시공 효율성을 동시에 확보할 수 있는 방안으로서, 좌굴방지가새를 적용한 프리팹 강구조 코어 시스템을 제안하고 그 구조적 타당성을 실험과 해석을 통해 검증하였다. 단일부재 반복가력 실험을 통해 좌굴방지가새의 안정적인 항복 거동과 우수한 연성 및 에너지 소산 능력을 확인하였으며, 이를 기반으로 수행한 Pushover 해석에서도 실험 결과와 유사한 거동 특성이 나타났다. 또한 전체 구조물 해석 결과, 주 가새 부재가 단계적으로 항복하며 횡력에 효과적으로 저항하고, 모듈러 골조는 전 구간에서 탄성 상태를 유지하여 구조적 안정성을 확보하였다. 이러한 결과는 제안된 시스템이 중고층 모듈러 건축물에 적합한 내진 성능을 제공함과 동시에, 공업화 시공 방식에 부합하는 경쟁력 있는 대안 구조 시스템이 될 수 있음을 시사한다.

Acknowledgments

본 연구는 유창이앤씨와 현대제철의 지원을 받아 수행되었습니다.

이 성과는 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(RS-2025-00516064).

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