모듈러 건축물의 화재거동 분석을 위한 모듈단위 평가

1. 서 론

강재 모듈러 건축물은 주요 부재들이 공장에서 사전 제작된 후 현장에서 조립되는 방식으로 시공된다. 이에 따라 모듈러 시스템은 시공 기간 단축 및 경제적 효율성이 우수할 뿐만 아니라^[1],[2], 강재 고유의 뛰어난 강도와 내구성으로 인해 구조적 안정성도 우수한 것으로 평가받고 있다^[3]-[5]. 그러나 강재는 화재로 인하여 고온에 노출되면 강도가 급격히 저하되어 건물의 구조적 붕괴 위험이 커지는 치명적인 단점이 있다^[6],[7].

국내에서는 최근 모듈러 건축물 활성화를 위하여 내화 문제를 해결하고자 강재 부재의 내화성능에 관한 연구가 꾸준히 수행되고 있다^[8]-[11]. 그러나 현재 국내에서 주로 사용되는 내화성능 평가는 대부분 개별 부재 단위에 초점이 맞춰져 있는데^[12], 모듈러 건축물의 경우에 모든 부재를 개별적으로 반복 시험하는 과정에서 많은 시간과 비용이 소요되며 과설계가 발생할 우려가 있다. 특히, 모듈러 건축물은 여러 개의 인접한 모듈로 구성되기 때문에, 화재 상황에서 인접 부재 간의 열적·구조적 상호작용이 부재 거동에 중요한 요소로 작용할 수 있다^[13]. 그러나 부재 단위 평가 방법은 이러한 상호작용을 충분히 반영하지 못하기 때문에 부재별 내화 피복이 과도하게 설계될 수 있고, 이는 결과적으로 실의 사용 면적의 감소를 초래한다. 따라서 모듈러 건축물의 내화성능 평가 방법은 전체 모듈단위로 수행하는 것이 더욱 적합하다.

미국과 유럽을 포함한 일부 선진국에서는 모듈러 건축물과 같은 특수한 건축물에 대한 내화성능 평가 기준과 방법론을 제시하고 있다. 영국의 건축연구기관(building research establishment, BRE)은 LPS 1501-1.1^[14]을 통해 3개 이상의 모듈을 활용한 실대형 화재 실험(Full-scale fire test)을 수행하여 모듈러 건축물의 내화성능을 체계적이고 정확하게 평가하고 있다. 이러한 모듈단위 평가 방법은 합리적이고 경제적인 내화 설계 방안을 제공하는 데에는 유용하다. 하지만 실험을 수행하였으나 내화 기준을 충족하지 못할 경우, 반복적인 실험이 요구되므로 비용과 시간이 상당히 증가하는 단점이 있다. 따라서 이러한 문제를 해결하기 위한 효율적인 접근법으로 수치 해석 모델을 통한 부재의 내화성능을 평가하는 방법이 제안되고 있다. 기존의 여러 선행 연구에서는 건축물의 개별 부재 단위나 시스템 단위의 화재 시 거동을 분석하기 위해 전산유체역학(computational fluid dynamics, CFD)과 유한요소해석(finite element method, FEM)을 활용한 수치 해석 모델 연구를 수행해 왔다^[15]-[19].

그럼에도 불구하고, 모듈단위 실대형 화재 실험 기반의 수치 해석 연구를 통해 모듈러 건축물의 복합적인 화재 현상과 구조적 거동을 평가한 연구 사례는 드문 실정이다. 따라서 본 연구에서는 강재 모듈러 건축물의 내화성능을 평가하기 위하여 모듈단위 실대형 화재 실험을 수행하였으며, CFD-FEM 커플링 해석 모델을 개발하였다. 해석을 통해 얻은 모듈러 건축물의 온도 분포와 실대형 화재 실험의 결과를 비교하여 해석 모델의 신뢰성을 검증하였다. 이를 통해 모듈단위 실대형 화재 실험의 문제점을 보완할 수 있는 공학적이고 단순화된 해석 모델을 제안하고자 한다.

2. 실험적 평가

2.1 실험체 개요

본 연구는 모듈러 건축물의 실대형 화재 실험 방법과 내화성능 평가 방법을 제공하는 LPS 1501-1을 준수하여 실험이 수행되었다. 실험체는 Fig. 1(a)와 같이 중앙 모듈, 상부 모듈 및 측면 모듈로 동일한 세 개의 유닛이 사용되었다. 각 유닛의 크기는 3.27 m×7.95 m×3.05 m이다. 부재의 크기 및 위치를 포함한 상세한 모듈 구조는 Fig. 1(b)–Fig. 1(e)에 제시하였다. 모듈 유닛의 구조 골조는 모두 구조용 강재 SM355로 이루어졌으며, 각형 강관 단면의 보와 기둥, 그리고 장선으로 구성되었으며 단면 상세는 Table 1에 요약되었다.

Fig. 1.

Overview of the full-scale fire test specimen

Table 1.

Member size

장변 측 벽체는 단열 및 내화성능을 확보하기 위해 두께 100 mm 글라스울과 두께 15 mm의 내화 석고보드 세 겹으로 구성되었다. 창호 및 방화문 측 벽체처럼 외부로 노출되어 외기와 접하는 위치의 벽체에는 두께 150 mm의 글라스울이 외부 면에 추가로 설치되었다. 천장은 15 mm 내화 석고보드 세 겹이 설치되었으며, 구획 내부의 칸막이벽과 바닥 마감재는 설치되지 않았다. 창호 측 벽체에는 1.9 m×1.5 m의 개구부가 존재하나, 실험에서 유리는 설치되지 않아 이를 통해 환기가 이루어졌다. 방화문 측 벽체에는 1.1 m×2.2 m의 1시간 방화문이 설치되었다.

2.2 측정 개요

실험 동안, 화재가 발생하는 중앙 모듈 내부 온도를 측정하기 위하여 중앙 모듈의 천장 하부에 5개의 K형 열전대를 균일한 간격으로 설치하였다. 또한, 구획을 이루고 있는 주변 모듈의 벽체와 바닥의 내화성능을 파악하기 위하여 5개의 동원판 열전대를 상부 모듈 바닥과 측면 모듈 벽체에 균일한 간격으로 부착하여 시간에 따른 온도 변화를 측정하였다.

LPS 1501-1이 제공하는 실대형 화재 실험을 통한 건축물의 내화 평가 방법에는 골조 온도에 대한 기준이 제시되지 않았지만, 본 화재 실험에서는 Fig. 2와 같이 중앙 모듈의 주요 골조 중앙부에 K형 열전대를 설치하여 구조 부재인 보와 기둥 온도도 함께 측정하였다. 화재 시 강재 골조의 온도는 강재의 내력 저하 온도인 평균 온도 538°C와 최대 온도 649°C를 기준으로 평가되었으며, 이는 해석 모델의 신뢰성 향상에 중요한 데이터로 사용될 수 있었다.

Fig. 2.

Thermocouples installed in the frame of the center module

2.3 실험 방법

화재는 중앙 모듈 내부에서 시작되어 2시간 동안 지속되었다. 실대형 화재 실험은 부재 단위 화재 실험과 달리 가열로를 사용하지 않고 목재 화원을 이용하기 때문에, 표준화재 곡선과 동일한 온도 조건을 정확히 구현하는 것은 현실적으로 매우 어렵다. 따라서 본 실험에서는 Annex F of EN 1991-1-2^[20]를 참조하여 화재 노출 시 화재하중을 표준화재 곡선과 등가 시간으로 치환하는 방법을 이용하였다. Fig. 3(a)에 나타나 있는 것처럼 화재하중을 구현하기 위하여 50×50×1,000의 목재를 20층으로 쌓은 목재크립 6개가 사용되었으며, 중앙 모듈 내부에 균일한 간격으로 위치하였다. 또한, 상부 모듈 바닥에는 실대형 실험에서 요구하는 0.75 kN/m²의 주거용 건물의 등분포 고정 하중을 가하기 위하여 Fig. 3(b)와 같이 1.6 ton의 모래 주머니가 적재되었다.

Fig. 3.

Loads in the full-scale fire test

3. 해석적 평가

3.1 전산유체해석

3.1.1 화재 시뮬레이션 모델

본 연구에서는 실대형 화재 실험을 수치해석을 통해 모사하기 위하여, 전산유체역학 기반의 화재 동적 시뮬레이션 소프트웨어인 Pyrosim을 활용하여 해석을 수행하였다.

본 연구에서는 모듈러 실험체의 형상과 화재가 확산되는 범위를 고려하여, 6.4 m×14 m×7.0 m (X×Y×Z) 크기의 해석 영역을 정의하였으며, 0.2 m×0.2 m×0.2 m 크기의 격자(mesh)를 적용하였다. Fig. 4(a)와 같이 실대형 화재 실험의 유닛 배치와 동일하게 모델링하였다. 모든 부재의 크기는 실험에서 사용된 부재의 크기와 동일하게 설정하였으며, 내부의 칸막이벽과 바닥 마감재 또한 사용되지 않았다. 복도 측 방화문은 파괴되지 않는 것으로 가정하여 별도의 모델링을 하지 않았다. 화재 시뮬레이션에 활용된 부재의 재료로 콘크리트, 강재, 석고보드가 사용되었으며 각 재료의 열적 특성은 기존 문헌을 참조하였다^[21],[22].

Fig. 4.

Fire simulation

실대형 화재 실험에서 발생한 화재 조건을 정확히 모사하기 위해서, 목재크립의 열방출률(HRR, heat release rate)을 선행 연구를 바탕으로 계산하였다^[23]. 열방출률은 목재 크립의 연소열(ΔH_c)과 질량 소모율($$ \dot{m}$$)을 기반으로 식 (1)과 같이 정의된다. 질량 소모율은 실험에서 사용된 목재크립의 형상 및 배열을 고려하여 식 (2)를 통해 계산되었다.

$\[ HRR=\dot{m}\times \text{Δ}{H}_c \]$

(1)

$\[ \dot{m}=4.4\times {10}^{-4}\left(\frac{S}{h_c}\right)\left(\frac{m_0}{D}\right) \]$

(2)

• 여기서, S: The clear spacing between sticks
• 　　　  h_c: Height of wood crib
• 　　　  m₀: Initial mass of wood crib
• 　　　  D: Stick thickness

식 (1)과 식 (2)를 통해 도출된 목재 크립의 열방출률(HRR)은 Fig. 5와 같으며, 이를 바탕으로 중앙 모듈 바닥 전면에 걸쳐 균등하게 분포된 화재 영역으로 해석 모델에 적용하였다. 이는 화재원의 위치에 따라 발생할 수 있는 화재 전개 양상의 편차를 줄이기 위하여 수행된 것이며, Fig. 4(b)와 같이 바닥 전체에 걸쳐 화재가 발생할 수 있도록 모델링하였다.

Fig. 5.

Heat release rate of wood crib

화재로 인해 상승한 모듈 내부의 온도는 Fig. 4(b), Fig. 4(c)와 같이 실대형 화재 실험 조건과 동일한 위치에서 측정되었다. 추가로, Fig. 6에 나타난 것처럼 플래시오버가 발생하였을 때, 중앙 모듈 내부에서 발생한 화재가 개구부를 통하여 분출되어 상부로 전달되는 화염의 온도를 측정하기 위하여 Fig. 4(d)와 같이 창호부 상부에 열전대를 위치시켰다. 이는 실대형 화재 실험에서 발생한 개구부 분출된 화염이 실험 이후 관찰된 부재 손상에 상당히 큰 영향을 주었기 때문에 이를 반영하여 신뢰성 높은 해석 모델을 개발하기 위해 고려되었다.

Fig. 6.

External flame ejection from the central module during flashover

3.2 유한요소해석

화재 시뮬레이션을 통해 획득한 온도 데이터를 기반으로 모듈러 강재 건축물의 열적-구조적 해석을 수행하기 위하여 본 연구에서는 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS 2024를 활용하였다.

3.2.1 열전달 해석 모델

모듈러 강재 건축물의 열적 거동을 정확히 모사하기 위해 Fig. 7과 같이 3차원(3D) 열전달 모델을 개발하였으며, 해석 모델에 사용된 부재는 화재 실험에 사용된 실험체와 동일한 사이즈로 모델링되었다. 모든 부재는 8절점 선형 열전달 요소(DC3D8)를 사용하여 약 100 mm–150 mm 크기의 메시(mesh)로 모델링되었다. 정확한 열적 응답을 얻기 위해 실제 실험에서 사용된 재료의 열적 물성은 Table 2와 같다^[30]-[34].

Fig. 7.

Finite element model

Table 2.

Thermal properties for heat transfer analysis

구성 부재 간의 열전달을 정확히 표현하기 위해 접촉면 사이의 열 접촉 저항(Thermal contact conductance) 계수를 정의하였다. 강재-콘크리트 사이의 열 접촉 저항 계수는 250 W/m²K로 정의되었으며^[24],[25], 나머지 부재 간의 열전달계수는 선행 연구를 참조하여 모두 12.5 W/m²K로 정의되었다^[26]-[29]. 강재 간 접촉은 Tie constraints를 적용하였다.

3.2.2 CFD-FEM 커플링

CFD 기반 화재 시뮬레이션에서 얻은 결과는 열전달 해석 모델의 표면에 경계조건(boundary condition)으로 적용되었다. 해석 모델 간의 매핑(mapping)은 모델의 복잡성을 최소화하기 위하여 각 구획에서 얻어진 온도 데이터의 평균값을 활용하였다. 2시간의 화재 시뮬레이션에서 얻어진 측면 모듈 내부의 온도 분포는 상온(23°C) 값과 큰 차이가 없었기 때문에 연계 해석의 입력 조건에서 제외되었다.

화재의 온도는 세 가지 표면(중앙 모듈 내부, 상부 모듈 내부, 전면 개구부 근처 표면)에 적용되었으며, 표면의 열전달 경계조건은 Eurocode 1^[20]을 참고하여 정의되었다. 화재에 노출된 표면의 대류 열전달 계수는 35 W/m²K로 정의하였다. 화재에 직접적으로 노출되지 않은 표면 중 외기와 접촉한 표면은 주변 공기 간 자연 대류를 고려하여 9 W/m²K가 사용되었으며, 지면과 접촉한 중앙 모듈 및 측면 모듈의 하부 표면은 바닥과의 열 교환을 반영하기 위하여 4 W/m²K로 설정하였다.

실대형 화재 실험 이후에 관찰된 실험체의 주요 손상은 창호부 손상과 방화문 성능 저하로 구분되었다. 플래시오버(flashover) 발생 시 개구부를 통한 분출 화염으로 인해 창호부 프레임에는 국부적 열 집중이 발생하였고, 이로 인해 Fig. 8(a)와 같이 창호부 프레임의 손상이 관찰되었다. 또한, 중앙 모듈 내부에서는 석고보드의 일부 탈락이 발생하였으나, 구조적 역할을 수행하는 주요 부재(강재 기둥, 보 등)에는 화재에 의한 직접적인 손상은 관찰되지 않았다. 즉, 본 실대형 화재 실험의 손상 모드는 주로 비구조 부재에 국한되었으며, 이는 구조 시스템의 전체적인 성능에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단되었다. 이러한 점을 반영하여 해석 모델에도 손상 위치 및 영향을 고려한 추가적인 화재 조건을 적용하였다. Fig. 8(b), Fig. 8(c)와 같이 창호부 손상을 재현하기 위한 추가 화재 표면을 설정하였으며, 중앙 모듈에서 측정된 화재 곡선과 동일한 시간-온도 곡선이 입력되었다. 또한, 실험에서 관찰된 방화문 상부의 성능 저하를 반영하기 위해 실험 시작 1시간 이후부터 해당 위치에 동일하게 추가 가열 표면을 적용함으로써 보다 신뢰성 있는 해석 모델을 구현하였다.

Fig. 8.

Heating surfaces before and after failure near openings

3.2.3 구조해석 모델

구조해석 모델은 기둥과 보를 포함한 강재 골조와 콘크리트 슬래브로 구성되었으며, 실험에서 사용된 실제 부재 크기와 동일하게 3차원(3D)으로 모델링되었다. 모든 구조 부재는 8절점 선형 고체 요소(C3D8)를 사용하였으며, 메시 크기는 열전달 해석과 동일한 크기로 모델링하였다. 강재와 콘크리트의 온도에 따른 기계적 재료 물성은 Eurocode 2^[31]와 Eurocode 3^[30]을 참조하여 정의하였다.실대형 화재 실험과 동일한 가력 조건을 재현하기 위하여 상부 모듈 바닥 슬래브에 0.75 kN/m²의 등분포 하중을 가하였다. 앞서 열전달 해석을 통해 얻어진 모듈러 강재 건축물의 구조 부재의 온도 분포는 구조 해석에 적용되었으며, 2시간의 화재로 인한 모듈단위 실대형 실험의 구조적 거동을 확인하였다.

3.2.4 해석 결과

Fig. 9은 실대형 화재 실험을 통해 측정된 중앙 모듈 내부의 온도와 CFD 기반 화재 시뮬레이션 결과를 시간-온도 곡선 형태로 비교한 것이다. 각 구획 내에서 측정된 온도는 모든 위치에서 대부분 유사한 열응답 특성이 나타나 평균 온도를 이용하여 실험과 비교하였다. 이는 화재 시뮬레이션에서 바닥 전면에 균일하게 설정된 화재 영역으로 인해, 구획 내 온도 분포가 균질하게 유지된 결과로 해석된다.

Fig. 9.

Temperature-time results

한편, 시뮬레이션 결과는 전체적인 경향에서는 실험 결과와 잘 일치하였으나, 일부 시간 구간에서는 최대 온도 및 냉각 속도에서 편차가 확인되었다. Phase 1에서 실대형 실험의 온도 상승은 일정하지 않고 급격한 온도 상승 구간과 유지 구간이 측정되었는데, 이는 실험에 사용된 6개의 목재크립이 동일한 조건으로 발화하지 않고 편차가 발생하였기 때문이며 두 번의 온도 상승 구간이 관찰되었다. 반면, 화재 시뮬레이션에서는 6개의 목재 화원의 열방출률이 동일하게 입력되었기 때문에 온도가 동시에 일정하게 상승하고 유지되었다.

Phase 2에서 화재 시뮬레이션 모델의 중앙 모듈 내부 온도는 유지 구간 이후에 급격히 감소하는 양상을 보였다. 이는 CFD 기반 화재 시뮬레이션에서는 고체 재료로부터의 열전달이 정확하게 구현되지 않기 때문이다. 특히, 실제 화재에서는 감소 단계(decay phase)에 진입했을 때 고온으로 가열된 벽체와 바닥과 같은 고체로부터 복사(radiation) 및 대류(convection)의 형태로 방출하는 열의 영향으로 모듈 내부의 온도가 서서히 감소한다. 하지만 CFD 기반의 화재 시뮬레이션의 한계로 인해 모듈 내부의 온도 감소가 실제 결과보다 빠르게 나타났다. 정확한 화재 시뮬레이션 결과를 얻기 위해서는 고체-기체 간의 열 교환을 추가로 고려할 수 있는 양방향 커플링 해석 방법을 활용한다면 더욱 신뢰성 있는 해석 결과를 얻을 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 10은 열전달 해석을 통해 얻은 상부 모듈 바닥과 측면 모듈 벽체의 온도와 구조해석을 통해 얻은 상부 모듈의 바닥 처짐을 보여준다. 상부 모듈 바닥의 온도를 비교한 결과, Fig. 10(a)에서 보는 바와 같이 실대형 실험에서의 최대 온도는 위치에 따라 약 40°C–75°C 범위로 관찰되었으며, 열전달 해석으로 얻어진 온도의 평균값은 약 45°C로 실제 실험의 평균값과 유사한 경향을 나타냈다. 측면 모듈 벽체의 평균 온도는 Fig. 10(b)와 같이 실험과 해석 모두 약 20°C–30°C로 나타났으며, 이는 실온과 거의 차이가 없음을 의미한다. 실험과 해석 결과로부터 화재에 노출되지 않은 상부 모듈 바닥과 측면 모듈 벽체의 온도 변화량이 내화성능 평가 기준인 차열성(Insulation) 기준(평균 140°C 이하, 최대 180°C 이하)을 충분히 만족하는 것으로 확인하였다.

Fig. 10.

Comparison of test results and analysis results

한편, 골조 부재에서 측정된 최고 온도는 Table 3에 요약하였다. 대부분의 열전달 해석을 통해 얻은 부재 온도는 실험과 높은 유사성을 보였다. 실제 실험에서는 창호 측과 방화문 측 상부 보에서 상대적으로 높은 온도가 측정되었으며, FEM 열전달 해석에서도 창호 파괴와 방화문 성능 저하를 반영한 추가 가열 표면을 정의하여 실험 결과와 유사한 온도를 재현할 수 있었다. 해석 결과 상부 보에서 측정된 최고 온도는 약 305.9°C로 나타났으며, 이는 모든 골조 부재가 내력 저하 온도 기준(평균 538°C 이하, 최대 649°C 이하)을 유지하고 있음을 나타낸다. 외기와 직접적으로 접한 부재(LB4, C4, UB4)의 경우, 실제 실험에서는 외기의 영향으로 인해 모듈 내부와 접한 부재(LB2, C2, UB2)에 비해 낮은 온도로 측정되었다. 열전달 해석에서는 이러한 외기와의 접촉 조건이 온도 변화에 상대적으로 적은 영향을 주었으며, 이는 실제 환경 조건을 보다 정확히 반영하기 위한 추가적인 경계조건의 필요성을 시사한다.

Table 3.

Comparison of maximum temperatures between full-scale fire test and numerical analysis

구조해석 모델을 통해 평가된 상부 모듈 바닥 슬래브의 처짐은 Fig. 10(c)에 나타낸 바와 같이 최대 약 1.17 mm로 나타났다. 이는 상부 모듈 바닥의 온도 변화량이 열전달 해석 결과 약 22°C에 불과하여 온도에 따른 재료의 강성 저하나 열팽창으로 인한 처짐이 매우 작았기 때문으로 분석된다. 따라서 해석 모델에서의 상부 모듈 슬래브는 내화성능 평가에서 허용되는 해당 실험 모듈러 건축물의 처짐 기준(400 mm)을 여유롭게 만족하는 것으로 나타났다. 한편, 열전달 해석에서 가장 높은 온도가 나타난 중앙 모듈의 개구부 및 방화문 부근 상부 보는 추가적인 하중이 부과되지 않아 약 1.5 mm–5.0 mm 수준으로 나타났다. 모듈러 실험체의 상부 보에 연결된 추가 부재나 하중 조건이 없었기 때문에 부재의 온도 변화에 비해 큰 변형이 발생하지 않았다.

본 연구에서 수행된 구조해석 결과는 실험 도중 처짐을 측정하기가 어려운 실대형 화재 실험의 한계를 보완하는 데 유용하였으며, 화재 조건에서 모듈러 건축물의 구조적 안정성을 평가하는 효율적인 방법으로 CFD-FEM 기반의 구조해석 모델의 유용성을 확인할 수 있었다.

4. 결 론

본 연구에서는 모듈러 건축물의 내화성능을 평가하기 위해 실대형 화재 실험과 CFD-FEM 기반의 커플링 해석을 수행하였다. 실대형 실험의 결과와 비교를 통해 해석 모델의 신뢰성을 입증하였으며, 모듈러 건축물의 내화성능을 합리적이고 공학적으로 평가하기 위한 모듈단위 평가 방법론을 제안하였다.

• (1) 실험에서 측정된 중앙 모듈 내부의 온도는 높은 수준의 화재 조건을 나타냈으나, 측정된 상부 모듈의 바닥 및 측면 모듈의 벽체 온도는 내화성능 기준을 충분히 만족하였다. 측정된 골조 온도는 일부 상부 보의 온도가 높게 측정되었지만 모두 골조의 내력 저하 온도를 넘지 않았다.
• (2) 화재 시뮬레이션의 초기 화재 성장 단계에서는 일부 편차가 존재했지만, 화재 성장 후 단계에서는 실험과 유사한 온도 패턴을 나타내어 시뮬레이션의 타당성을 확인하였다. 화재 시뮬레이션에서 추가로 창호부 분출 화염의 온도를 측정하였으며, 이는 열전달 해석의 신뢰성 향상에 주요한 역할을 하였다.
• (3) 화재 시뮬레이션에서 얻어진 온도는 열전달 해석의 경계조건으로 입력되었으며, 열전달 해석을 통해 모듈 간의 열전달 및 부재의 온도 분포를 분석하였다. 부재 간의 열적 상호작용과 실대형 실험에서 발생한 개구부 파괴 및 방화문의 성능 저하 등의 실제 상황을 반영한 해석의 결과는 실험 결과와 높은 일치성을 보였다.
• (4) 구조해석에서는 열전달 해석 결과를 기반으로 화재 조건에서의 모듈러 건축물의 구조적 거동을 평가하였다. 상부 모듈 바닥의 처짐은 내화성능 기준을 충분히 만족하는 수준이었으며, 해석 모델을 통해 구조적 거동을 예측하여 실험적 방법의 한계를 효과적으로 보완하였다.
• (5) 제안된 CFD-FEM 기반 커플링 해석 방법론은 단순화된 화재하중 적용이 어려운 모듈러 건축물의 복잡한 화재 양상을 정밀하게 반영할 수 있는 효과적인 평가 도구임을 입증하였다. 실험적 방법의 한계를 보완할 수 있는 점에서, 모듈러 건축물의 내화성능 평가 및 향후 성능기반 내화설계 실무에 중요한 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

Acknowledgments

이 성과는 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(RS-2024-00416604, RS-2025-00558843). 또한 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행되었음(RS-2025-02220885).

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