1. 서 론

2003년 이후 국내에 도입된 모듈러 시스템은 교육시설, 상 업시설 등 동일한 유닛을 갖은 건축물에 적용되었으며, 대표 적인 사례 중 서울 양천구에 위치한 신기초등학교는 9m x 10m, 3m x 10m , 3m x 6m 총 3개의 단위 모듈을 사용하였다 (^{Park et al., 2005}). 하지만 모듈러 건축은 공장생산 및 공기단 축 등의 효과가 있음에도 불구하고 층수가 증가됨에 따라 시 공 및 설계가 복잡해져 주로 3층 이하 건축물에 적용되어졌다.

모듈러는 하중저항 방식에 따라 두가지로 분류 될 수 있는 데 그 중 보-기둥 프레임을 갖은 모듈러 구조의 주요부재는 폐 쇄형 단면을 사용하여 부재간의 접합 및 모듈간의 접합성능 을 확보하기 어렵다. 접합성능이 제대로 확보되지 않을 경우 하중전달 및 부재의 국부좌굴로 인해 내력이 저하될 가능성 이 있으며, 모듈간의 일체성이 확보되지 않아 외력에 의한 구 조물 전체거동에 영향을 미칠 수 있다. 해외 및 국내에서는 모 듈러의 접합성능 및 일체성을 확보하기 위해 다양한 접합방 식을 제안하였다. 해외 사례 중 하나인 모듈간 접합 방식은 Fig. 1(a)과 같이 부재간의 접합과 모듈간의 접합을 하나의 새 로운 부재에 접합하여 일체성을 확보하는 방식이 있다. 이외 에도 Kullman Building Corporation에서 제안한 기둥으로 사 용된 각형강관 측면에 hole을 내어 플레이트와 리벳을 이용하 여 고정하는 방식과 SCI(The Steel Construction Institute)에서 제안한 각형강관 기둥 단부 부분에 원형 Access hole을 내어 볼 트로 모듈간의 접합을 사용하는 방식 등이 있다. Fig. 1(b)의 경 우 국내 사례 중 하나로써 각형강관 기둥에 Access hole을 내 어 모듈간의 접합 방법을 제안하였다. 접합부의 성능검증을 위 해 기둥의 두께, Access hole의 유, 무 등의 변수를 두고 부재간 의 접합성능 및 모듈간의 접합성능을 파악하였다(^{Lee, 2015}).

Fig. 1

Connection detail of Modular

또한 Lee et al.(²⁰¹⁷)은 부재의 손실을 최소화 하기위해 연 결부재와 브래킷을 보강하여 접합부의 성능을 향상시켰다.

본 연구에서는 Choi et al.(²⁰¹⁷)에서 제안한 합성단면을 적 용한 모듈러 시스템을 사용하였으며, 모듈러의 접합부를 강 접으로 가정한 기존연구와 달리 접합부의 정확한 성능을 파 악하기 위해 유한요소해석을 수행하였다. 이에 접합성능을 적용한 건물과 적용하지 않은 건물의 비선형정적해석을 통해 각각의 내진성능을 파악하였다.

2. 합성단면의 모듈러 구조

2.1 합성단면의 구조적 특징

기존에 사용되고 있는 모듈러 구조물은 폐쇄형 단면의 기 둥을 사용하기 때문에 모듈간의 접합을 하는데 있어 제약이 있으며 국부좌굴로 인해 정확한 성능평가를 하기 어렵다. 이 에 Choi et al.(²⁰¹⁷)는 제안된 철골단면에 항복강도 30Mpa 콘 크리트를 채운 형태의 보와 기둥 부재를 제안하여 기존 모듈 러의 단점을 보완하였다. 이전 연구에서 사용한 합성단면을 적용한 모듈러 시스템과는 달리 본 연구에서는 보 부재를 하 중을 전달하는 부분과 저항하는 부분으로 분류하였다. 저항 하는 부분은 바닥판이 설치되는 부분으로 합성보를 사용하였 으며 전달하는 부분은 C형강을 사용하였다. Fig. 2 (a)는 총 8 개의 단위 모듈로 구성되어 있는 모듈러 구조물로 부재간의 접합된 부분을 나타낸 것이며, Figs. 2(b), (c)는 모듈러에 사용 된 합성부재를 나타낸 것이다(^{Choi et al.,2017}). 일반 철골부 재의 좌굴로 인한 내력저감 등의 단점을 보완하기 위해 철골 부재 안에 콘크리트를 채워 놓은 단면 형상을 갖는다. 또한, 기존의 모듈러는 폐쇄형 기둥을 사용하여 모듈간의 접합이 어렵지만 제안된 합성기둥은 단면 일부분이 절곡되어 있어 모듈간의 접합을 수월하게 작업할 수 있다. Table 1에 모듈러 에 사용된 합성부재 및 철골부재의 단면정보를 나타내었다. 제안된 합성부재의 경우 Choi et al.(²⁰¹⁷)은 KBC 2009에 제 시되어 있는 식으로 부재의 내력을 산정하고 MIDAS GSD 프 로그램을 이용하여 결과를 비교하였다. 하지만 본 연구에서 는 압축강도를 최근 개정된 KBC 2016 0709.2.1 매입형 합성기 둥(Encased Composite Column, ECC)에서 제안한 식으로 다 시 산정하였으며 Table 2에 나타내었다.

Fig. 2

Composite modular system

Table 1

Element size of composite modular system

Table 2

Comparison of element strength

2.2 모듈러 중첩효과에 따른 거동

단위 모듈을 중첩하여 하나의 구조물로 거동하는 모듈러 시스템은 부재 단면의 형상 및 접합의 종류에 따라 이력거동 및 구조적인 성능이 달라진다. Choi et al.(²⁰¹⁵)에 따르면 접 합 방식에 따라 합성과 비합성 단면으로 분리할 수 있으며 Fig. 3에 나타냈듯이 기둥과 보의 단면 2차모멘트(Icc, Icb)를 중립축을 중심으로 하나의 부재 또는 단일 부재로 볼 수 있다.

Fig. 3

Flexural capacity of doubled members with composite effects

Fig. 3(a)의 경우 부재의 합성효과가 적용된 것으로 두개 의 부재가 하나의 부재로 거동하는 것을 확인할 수 있으며, Fig. 3(b)는 부재의 비합성을 고려하여 단일 부재로 거동하는 것을 확인할 수 있다. 일반적인 하중 저항 시스템과 달리 모듈러 구 조는 단위 모듈이 중첩된 것으로 부재의 비합성 효과가 고려 되어 중첩이 될수록 합성효과를 고려한 단면에 비해 강성이 적게 평가될 수 있다.

3. 접합방식에 따른 모듈러의 이력거동

3.1 모듈러 시스템의 접합방식

모듈러 시스템에서 접합은 Fig. 4에 나타냈듯이 폐쇄형 모 듈러, 개방형 모듈러에 따라 접합 방식이 다르다. Fig. 4(a)는 폐쇄형 모듈 접합방식으로 외각에 설치된 이음쇠에 강봉을 엇 갈리게 배치하여 단위 모듈을 접합하는 방식이다. 개방형 모듈 러의 경우 보-기둥 프레임 형식으로 부재간의 접합이 이뤄진 상태에서 단위모듈간의 접합이 이뤄진다. Fig. 4(b)에서 볼 수 있듯이 보 웨브와 기둥을 볼트 접합하였으며 단위모듈간의 접 합은 기둥 단부에 Access hole을 뚫어 단위모듈 사이에 Plate를 두고 볼트 접합하였다.

Fig. 4

Kind of connection according to Modular system

본 연구에서는 개방형 모듈러형태로써 보와 기둥을 용접하 는 것으로 가정하고 모듈간의 접합은 Fig. 5에 나타냈듯이 단위 모듈 사이에 Plate를 두고 볼트로 체결하는 방식을 사용하였다.

Fig. 5

Joint detail between 4 unit-modules

3.2 모듈러 접합부의 이력거동

접합부의 이력거동을 파악하기 위해서 보-기둥 접합 및 단 위 모듈의 접합 조건을 고려하여 외력에 대한 실험 및 해석이 필요하다. ^{Lee et al.(2015)}은 각형강관과 C형강으로 이뤄진 철골 모듈러에 대하여 접합부의 강성 및 강도를 평가하였으 며, Choi and Kim(²⁰¹⁵)은 Access hole이 형성된 기둥과 보 접 합부의 거동을 평가하였다.

본 연구에서는 앞서 언급한 접합방식을 적용하여 합성부재 로 이뤄진 모듈러의 접합부 거동을 평가하기 위해 Charney and Downs(²⁰⁰⁴)가 제안한 Scissor 모델을 사용하였다. Scissor 모델은 접합부의 거동을 평가하기 위해 사용되는 모 델 중 하나로 횡하중 적용시 가위처럼 움직인다고 하여 정의 되었다(Fig .6). 패널존을 경계로 기둥과 보가 Rigid Link로 구 성되어 있으며 각 부재를 연결하는 절점을 하나의 절점이 아 닌 두 개의 절점으로 만들어 각 절점 사이를 스프링 요소로 연 결시킨다. 부재에 외력이 가해지면 패널존 내부에 위치한 두 개의 절점에서 회전각이 발생하는데 각 절점의 회전각 차이 를 패널존의 회전각으로 정의 할 수 있다.

Fig 6

The Scissors model

외력(P)이 기둥 상단에 작용하면 변위(Δ)가 발생하고 패널 존 부분에 모멘트에 의한 회전각(θ_a)이 발생한다. θ_a는 보의 회전각(θ_b)과 기둥의 회전각(θc)의 차이이며, 식 (1)에 나타내 었다.

(1)

θ a = θ b − θ c = P H K s

(2)

Δ = P L 2 ( L 12 E I b + H 12 E I c + 1 K s )

Δ는 식 (2)에 나타냈듯이 보의 변위(Δ_b)와 기둥의 변위(Δ_c) 및 스프링의 회전변위(Δ_k)의 합이며, 여기서 K_S는 스프링의 회전강성이며, E는 탄성계수, I_b와 I_c는 보의 단면2차모멘트, 기둥의 단면2차모멘트이다. 결과적으로 Δ는 부재의 휨강성 과 스프링의 회전강성에 의해 결정되며, 회전각이 커질수록 변위도 증가한다.

3.3 접합부의 유한요소해석

접합부의 강성을 도출하기 위해 Fig .6의 Scissor 모델과 같 이 보 양 끝단은 이동지점, 기둥 아랫단은 회전지점으로 가정 하였으며 기둥 윗부분은 자유단으로 가정하였다. 모델링은 MIDAS FEM을 사용하였으며, FEMA 355D에 제시되어 있는 반복가력하중을 변위제어 방식으로 기둥 윗부분에 가력하여 회전각 5%가 발생할 때까지 해석하였다.

내력저감은 회전각 2%에 도달하였을 때 처음으로 발생하 였으며, C형강 보의 중앙부에 국부좌굴이 발생하면서 패널존 거동에 영향을 미치는 것으로 나타났다. Figs. 7 (a), (b)에 회전 각 2%가 도달하였을 때의 힘-변위 그래프와 FEM 모델의 von Mises 응력 분포를 나타내었다. Fig. 7 (b)에 나타냈듯이 재료 의 항복강도에 도달하기 전에 가력하중에 의한 비틀림 좌굴이 발생한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 7

The result of Cyclic Loading

패널존의 강성은 국부좌굴에 의한 내력저감을 고려하여 국 부좌굴이 발생하기 전 단계인 회전각 1.5%까지의 내력으로 산 정하였다. 해석 결과를 삼선형화하기 위해 Fig. 8의 Envelop curve를 사용하여 해당 강성을 calibration 하였으며, Fig. 9에 나타내었다.

Fig. 8

Proposed Trilinear Envelope Curve of Connection

Fig. 9

Lateral Load-Displacement curve occurred 1.5% rotation

4. 예제 구조물의 해석 모델 반영

4.1 예제 구조물 개요

본 연구에 사용된 예제 구조물은 15층 규모의 중층 구조물 로 중앙부에 전단벽식 코어를 지니며, 1층은 철근콘크리트 모 멘트 골조, 1층을 제외한 층은 개방형 모듈러 시스템으로 이 뤄져 있다. 개방형 모듈러의 단위 모듈은 6.3m (장변)×3.3m (단 변)×3.0m (높이)와 6.4m (장변)×1.8m (단변)×3.0m (높이)로 이뤄져 있다. 해석모델의 총 높이는 46.7m, 모듈간의 간격은 0.02m이 며 Fig. 10에 3D모델과 평면도를 나타내었다. 1층 철근콘크리 트 모멘트 골조의 단면정보를 Table 3에 나타내었다. 선형 탄 성모델은 MIDAS GEN을 사용하여 모델링하였으며, KBC 2016에 제시되어 있는 설계기준에 따라 구조설계 하였다.

Fig. 10

3D model and plan of analytical model

Table 3

Member size of reinforced concrete moment frame

전단벽의 두께는 0.2m이며 층수에 따라 철근비를 다르게 하 였다.

철근 콘크리트 모멘트 골조는 중간 모멘트 골조 배근상세 를 적용하였다. 해석모델의 재료 강도는 Table 4에 나타내었 다. 고정하중은 5kN/m², 활하중은 KBC 2016에 따라 2.5kN/m²을 적용하였다. 횡력에 대한 모델의 정확한 거동을 파악하기 위해 슬래브를 강막(Rigid Diaphragm)으로 가정하 였다. 고유주기는 X방향이 1.09초, Y방향이 1.59초이다. 지 진하중과 풍하중을 산정한 계수는 Table 5와 6에 나타내었 다. 예제 구조물의 지진하중은 응답스펙트럼해석법을 사용하 여 산정하였으며 설계 밑면 전단력은 X방향이 1,433kN, Y방 향이 1,271kN이다.

Table 4

Material properties of structural members

Table 5

Seismic design parameters

Table 6

Wind load design parameters

4.2 비선형 해석 모델 정의

내진성능을 평가하기 위해 비선형 해석 프로그램인 PERFORM 3D를 사용하였다. 비선형 해석모델은 선형 탄성 모델을 기반으로 패널존의 강성을 입력한 모델(Composite Model applied Panel zone, CM_P)과 입력하지 않은 모델 (Composite Model, CM)로 총 두 개의 모델로 하였다.

Fig. 11은 패널존 강성 유, 무에 따른 접합부 모델을 나타낸 것으로 합성부재가 접합되는 부분에 적용하였으며, 나머지 부재에 대한 접합상세는 고정단으로 가정하였다. 보와 기둥 으로 이뤄진 모멘트 골조의 경우 Fig. 12와 같이 사용된 재료 별로 비선형 이력곡선을 정의하였다. 코어에 해당하는 전단 벽체는 Fig. 13 (a)에 나타냈듯이 Fiber Element를 사용하여 전 체길이의 비율에 따라 정의하였다. Figs. 13 (b),(c)는 Paulay and Priestley가 제안한 벽체의 콘크리트와 철근의 이력곡선 을 나타낸 것이다. 비선형 모델의 경우 ASCE/SEI 41-06에 제 시되어 있는 재료의 기대강도를 사용하였다. 콘크리트 기대 강도는 항복강도의 1.5배를 적용하였으며, 철근의 기대강도 는 항복강도의 1.25배를 적용하였다. 기둥과 벽체와 같은 수 직부재는 횡력에 의한 P-Δ효과를 해석에 반영하였다.

Fig. 11

Panel zone Model

Fig. 12

Nonlinear models for material

Fig. 13

Wall segment of nonlinear model

Choi et al.(²⁰¹⁷)는 개방형 모듈러에 사용된 합성부재를 탄 성계수비(n)를 사용하여 콘크리트 단면을 등가 철골 단면으 로 환산하였으며 AASHTO LRFD Article 6.10.1.1.a와 6.10.1.1.1d에 제시되어 있는 장기 합성단면의 특성을 고려하 였다. 본 연구에서는 Choi et al.(²⁰¹⁷)에서 사용한 환산단면을 동일하게 사용하였으며, Table 7에 단면정보를 나타내었다.

Table 7

Transformed section propertys

5. 해석 모델의 비선형 해석결과

앞서 언급했듯이, 두 개의 비선형 해석 모델은 합성부재의 패널존 강성 유, 무를 제외하고는 동일한 단면특성을 적용하 였다. 비선형 해석은 횡하중을 목표하는 층간변위비가 발생 할 때까지 가력하는 비선형 정적해석(Push-over Analysis)을 수행하였다. ASCE/SEI 41-06에 제시되어 있는 식(3)의 중력 하중이 적용된 상태에서 층간변위비 5%가 발생할 때까지 해 석을 수행하였다.

횡하중에 의한 해석모델의 수직분포는 고유주기가 1초 이 상, 1차주기의 질량참여율이 75%이하인 것을 감안하여 방향 별 3개의 모드형상의 질량참여율이 총 질량참여율의 90% 이 상이 되는 것을 고려하였다.

Fig. 14은 CM과 CM_P의 비선형 정적해석 결과를 나타낸 것으로 각 방향에 대한 부재의 항복상태를 밑면전단력-지붕 층 변위 관계로 표시하였다. Fig. 14 (a) 에서 확인할 수 있듯이 X방향의 경우 벽량이 많아 대부분의 횡력을 전단벽체가 저항 하므로 CM과 CM_P의 Push-over curve가 비슷한 형태를 보 인다. 각 해석모델에 대한 부재의 항복 단계 역시 비슷한 구간 에서 항복하는 것을 확인할 수 있으며, 총 4단계로 정의할 수 있다. 2개의 해석모델 모두 6층 전단벽체에 위치한 인방보가 가장 먼저 항복을 하는데 이는 벽체의 횡변위에 의해 인방보 의 전단지배 거동에 의한 항복으로 보인다. 이어서 코어에 인 접한 철골 C형보가 항복하며, 저층보다는 중, 고층에서 항복 이 발생하는데 이는 상대변위뿐만 아니라 P-Δ효과에 의한 추 가적인 하중이 발생한 결과로 나타난다.

Fig. 14

Pushover curve for models CM and CM_P

기둥의 경우 1층의 철근콘크리트 기둥이 항복하며, 이후에 합성 기둥이 항복한다. X방향의 Push-over Curve에서 확인 할 수 있듯이 두 구간에서 내력이 순간적으로 저감을 하는데 대 부분 철골 C형보 및 합성보의 항복에 의해 저감되는 것으로 나타났다. X방향의 경우 횡력에 대하여 대부분 전단벽이 저 항하므로 합성부재의 패널존 유, 무에 따른 차이를 확인하기 어렵다. Fig. 14 (b)는 Y방향에 대한 CM과 CM_P의 Push-over Curve를 나타낸 것으로 X방향의 해석 결과와 달리 두 해석 모 델의 강성 및 부재의 항복단계 등이 차이가 있다. 이는 합성부 재가 횡력에 저항하여 패널존의 강성이 전체 구조물 거동에 영향을 미치는 것으로 보인다. 부재별 항복단계는 X방향과 유사하게 보가 항복한 뒤 기둥이 항복하지만 작은 밑면전단 력에서 항복하는 것에 차이가 있다. 구조물의 내진성능평가를 위해 FEMA 440에서 제시한 선형화 방법(Linearization Methods)을 통해 성능점을 산정하였다.

Fig. 15에 CM과 CM_P의 Push-over Curve를 가속도-변위 응답 관계(Acceleration-Displacement Response Spectrum, ADRS)로 변환하여 두 모델의 설계지진(Design Based Earthquake, DBE)수준과 최대예상지진(Maximum Considered Earthquake, MCE)수준에 해당하는 성능점을 나타내었다. 성 능점이란 요구곡선과 능력곡선의 교차점으로 해당 요구곡선 에서의 구조물 보유내력과 변위로 정의할 수 있다.

Fig. 15

Performance point of CM and CM_P

ASCE41-06에 따르면 성능점에 의한 내진성능 평가시 구조 물의 중요도에 따라 만족해야 하는 성능수준이 달라진다. 본 연 구에서 사용한 구조물은 중요도 1등급에 속하므로 DBE 단계 의 요구곡선에서는 성능점이 IO와 LS단계 사이에 있을 경우 만족해야 하며 MCE 수준의 요구곡선에서는 LS와 CP단계 사 이에 만족해야 한다. Fig. 15 (a)는 X방향에 대한 CM과 CM_P 의 성능점을 나타낸 것으로 DBE 수준과 MCE 수준의 요구곡선 에 대하여 두 모델 모두 성능수준을 만족하는 것으로 보인다. X 방향의 경우 앞서 언급했듯이 전단벽이 대부분의 횡력에 저항 하므로 패널존 강성의 유, 무가 구조물 거동에 많은 영향을 미치 지 않는다. Fig. 15 (b)는 Y방향에 대한 CM과 CM_P의 성능 점을 나타낸 것으로 X방향과 달리 두 모델의 능력곡선이 차이 가 있으며, CM_P의 성능점이 CM보다 작은 가속도에서 형성 되는 것을 확인할 수 있다. 또한 패널존 강성의 유, 무가 부재에 영향을 미치므로 부재별 성능수준이 차이가 난다.

결과적으로 두 모델 모두 각각의 요구곡선에 대한 성능수준 은 만족하지만 패널존 강성에 영향을 받아 성능점의 위치가 다 른 것을 확인할 수 있다. Fig. 16은 DBE 수준의 요구곡선에 해 당하는 성능점에서의 CM과 CM_P의 방향별 층간변위비를 나타낸 것이다. KBC2016에 따르면 중요도 1등급에 경우 층 간변위비가 1.5%를 초과할 수 없다. 두 해석모델의 X, Y방향 모두 층간변위비를 만족하는 것으로 보이며, X방향 층간변위 비는 X방향 Push-over Curve의 결과와 마찬가지로 미세한 차 이가 난다(Fig. 16 (a)). Y방향 층간변위비는 X방향과 달리 확 연하게 차이가 난다(Fig. 16 (b)). 이는 앞서 언급한 것과 같이 패널존 강성 유, 무에 따른 차이로 보인다. Fig. 17과 Fig. 18은 Fig .16에 나타낸 층간변위비 중 가장 변위비가 큰 3층에서 15 층에 해당하는 CM과 CM_P의 소성힌지 분포를 나타낸 것이 다. 소성힌지의 비율은 50퍼센트에서 100퍼센트로 표시하였 다. Fig. 17은 X방향 층간변위비에 대하여 Y2열에 해당하는 두 모델의 소성힌지 분포를 나타낸 것으로 X2열의 4층과 6층 부분을 제외하고는 동일한 분포를 갖는다. Fig. 18은 Y방향 층간변위비에 대하여 X2와 X3열 사이에 해당하는 열에 해당 하는 두 모델의 소성힌지 분포를 나타낸 것이다. Y방향에 대 한 소성힌지 분포는 전 구간 동일하지만 소성힌지 비율은 차 이가 나타났다. CM_P의 경우 패널존이 항복하면서 일정량의 에너지 소산으로 인하여 부재의 소성힌지 분포에 영향을 준 것으로 보인다.

Fig. 16

Inter story drift ratio of CM and CM_P

Fig. 17

Comparison with plastic hinge formation at Y2 line

Fig. 18

Comparison with Plastic hinge formation at X2 line

6. 결 론

2003년 이후 국내에 도입된 모듈러 시스템은 교육시설, 상 업시설 등 주로 동일한 평면을 갖는 건축물에 적용되었다. 공 장에서 제작하여 대량생산 및 공기단축 등의 효과가 있지만, 기존의 개방형 모듈러의 경우 부재가 폐쇄형 단면으로 모듈 간 접합 시 일체성을 확보하기 어려워 중, 고층 구조물에 적용 하는데 제한이 있다. 이를 개선하기 위해 해외 및 국내에서는 모듈간 접합 방법을 제안하고 접합 성능을 파악하고 있다. 국 내 사례 중 Choi et al. (²⁰¹⁷)는 기존의 폐쇄형 단면을 갖는 개 방형 모듈러의 단점을 보완하기 위해 절곡형 단면에 콘크리 트를 충전시킨 합성 부재를 제안하여 내진성능평가를 하였 다. 하지만 모듈간의 접합을 강접으로 가정하여 접합부 거동 에 의해 구조물에 미치는 영향을 파악하지 못하였다. 본 연구 에서는 Choi et al. (²⁰¹⁷)에서 제안한 개방형 모듈러의 접합성 능을 파악하기 위해 유한요소해석을 통해 접합부의 강성을 도출하였다. 성능을 검증하기 위해 15층 예제 구조물에 접합 부 강성을 적용하지 않은 모델(Composite Model, CM)과 접합 부 강성을 적용한 모델(Composite Model applied Panel zone, CM_P) 총 두 개의 해석모델에 비선형 정적해석을 수행한 후, FEMA 440의 선형화 방법(Linearization Methods)을 통해 각 해석 모델의 성능점을 산정하였다. 최종 성능점으로 내진성 능평가를 수행하였으며 결과는 다음과 같다.