1. 서    론

철근콘크리트 구조는 열전도율이 낮은 콘크리트가 서서히 가열되면서 고열에 취약한 철근을 보호하는 효과에 의해 화재에 강한 구조로 인식되어 왔다.1) 그러나 고강도 콘크리트를 사용할 경우 내부의 조직구조가 치밀하기 때문에 폭렬현상이 발생할 수 있고 이에 따른 부재의 단면감소나 철근의 노출 등으로 인해 구조내력이 급격히 저하될 우려가 있다.2) 이에, 우리나라에서는 50MPa 이상의 고강도 콘크리트를 사용할 경우에 가열 시 내부철근의 온도상승을 기준으로 철근콘크리트 구조의 내화성능을 평가하고 있다.3) 이러한 내화기준을 만족하기 위해서는 폭렬방지와 일정두께 이상의 피복두께를 확보하는 것이 중요한 문제이다. 이에 많은 연구자들은 고강도 콘크리트의 폭렬을 제어하는 연구를 수행하였으며, 섬유를 혼입하여 폭렬을 방지하는 방법이 널리 사용되고 설계단계부터 적용되고 있다.4-8)

그러나, 콘크리트는 폭렬이 제어되더라도 고온에 의해 내부조직의 물리·화학적 변화가 발생하고, 이러한 변화에 의해 고온 시 콘크리트의 역학적 특성이 저하된다. 국외에서는 Fig. 19,10)과 같이 화재시 콘크리트 구조물의 잔존내력을 예측하기 위한 고온압축강도모델을 도출하기 위해 다양한 재료를 사용한 콘크리트의 고온에서의 압축강도 특성이 제시되고 있으며, 이는 Kodur and Sultan,11) Lie,12) Sullivan13) 등의 연구자들의 연구 결과에 기초하고 있다.

이러한 콘크리트의 고온재료특성을 평가하기 위한 방법으로서는 주로 비재하시험방법(unstressed test), 비재하 잔존강도 시험방법(unstressed residual test)이 사용되고 있다. 비재하 시험방법이 주로 사용되는 것은 충분한 안전율을 고려하기 때문이지만 실제의 구조물은 설계하중이 존재하기 때문에 하중재하 조건에 따라 콘크리트의 열적거동이 달라질 수 있다. 실제로 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 굵은 골재는 온도상승에 따라 지속적으로 팽창을 하고, 시멘트페이스트의 경우에는 100～200℃까지는 팽창, 200℃이후에서는 수축의 경향을 보인다. 콘크리트의 열팽창변형은 온도가 증가함에 따라 구성재료의 종합적인 거동으로 팽창의 경향이 강하며, 이는 굵은 골재의 영향이 크게 작용한 결과이다. 이때, 하중이 작용할 경우 열팽창변형이 억제되는 현상이 발생하며 콘크리트의 내부균열을 억제하는 요인이 될 수 있다.

이에 하중조건에 따른 콘크리트의 열적특성에 관한 관심이 증대되고 있고, Hetz,14) Phan,15) Anderberg16) 등의 연구자에 의하여 하중재하 시 발생되는 단기고온크리프(Transient creep)에 관한 연구도 보고되고 있다.

이러한 기준 및 연구데이터는 실부재의 내화성능 설계 시 콘크리트재료의 열적특성에 관한 수치적 해석에 응용되어 구조물의 열적 거동 및 잔존내력의 예측에 이용될 수 있다. 그러나 이러한 연구데이터는 국내에서는 보고사례가 적고, 국외경우에도 일반강도영역 및 압축강도 100MPa이하의 고강도 콘크리트를 대상으로 하고 있다.

이 연구에서는 W/B 20, 14.5, 12.5%의 초고강도 콘크리트를 대상으로 콘크리트의 설계강도에 대한 하중조건을 적용하고 이에 따른 고온에서의 역학적 특성을 평가함으로서 고온에 따른 상태변화와 재하조건을 고려한 콘크리트의 열적거동 및 잔존내력예측을 위한 기초데이터를 확보하고자 하였다.

2. 실험계획 및 방법

2.1 실험계획 및 콘크리트 배합

이 연구에서는 Table 1에 나타낸 바와 같이 W/B 20, 14.5, 12.5%의 초고강도 콘크리트를 사용하였다. 시험체의 크기는 ∅100×200mm의 원형공시체를 사용하였으며, 비재하 및 상온압축강도의 25%의 하중을 재하한 조건에서 20, 100, 200, 300 500, 700℃의 목표온도까지 가열을 실시하였다. 평가항목으로는 재하와 가열을 동시에 받는 상태에서의 응력-변형, 최대하중에서의 변형, 고온압축강도, 고온탄성계수, 열팽창변형 및 단기고온크리프를 평가하였다.

2.2 사용재료

이 연구에서 사용한 재료는 Table 2에 나타난 바와 같이 시멘트는 분말도 3200cm2/g 및 밀도 3.15g/cm3의 1종 보통포틀랜드시멘트를 사용하였으며, 혼화제는 폴리카르본산계 고성능 감수제를 사용하였다. 잔골재는 천연잔골재로서 밀도 2.65g/cm3, 흡수율 1.00%의 세척사를 사용하였다. 굵은 골재는 밀도 2.70g/cm3, 흡수율 0.9% 및 최대치수 13mm의 화강암류 부순 자갈을 사용하였다.

2.3 시험체 제작 및 양생방법

고온시 역학적특성 평가를 위한 콘크리트 시험체는 KS F 2403「콘크리트의 강도시험용 시험체 제작방법」에 준하여 ∅100×200mm 크기로 제작하였다. 시험체는 탈형 후 7일간 수중양생을 실시하였으며, 이후 20±3℃, RH 50±5%의 항온항습실내에서 재령 300일까지 기건양생을 실시하였다. 또한, 가열 시험 전 시험체의 상면을 콘크리트용 연마기를 사용하여 평활하게 마감한 후, 가열실험을 실시하였다.

2.4 시험방법

2.4.1 가열방법

1) 하중재하 및 가열방법

이 연구의 가열․재하 실험을 위한 장치는 Fig. 3과 같은 2000kN급 UTM에 전기 가열로를 설치하여 재하와 가열이 동시에 이루어 질 수 있도록 하였으며, 시험체의 변형은 가력판 상․하부 및 냉각기 중심에 ∅15mm의 공간을 두어 석영관을 설치하고, 시험체 반대쪽의 석영관 끝에 변형률 게이지를 설치하여 공시체의 변형을 측정하였다. 변위계의 용량은 최대 5mm이며, 시험 중의 기록은 데이터 로거를 사용하여 1초 간격으로 기록하였다.

콘크리트 시험체의 가열은 결합된 전기히터를 활용한 가열 방식으로 사전에 3시간 동안 하중을 재하한 후, 가열로의 상부와 하부에 위치한 가력지그를 가열하여 열을 전달하는 열전달 가열방식을 사용하였다. 가열온도 조정은 열전대에 의해 입력되는 시험체의 온도데이터를 통해 전기히터의 온도를 제어하고 시간과 온도변동의 관계를 프로그램화하였다. 시험체를 내·외부의 온차를 5℃이하로 균일하게 가열하기 위해 Fig. 4와 같이 상온(20℃)～50℃ 및 목표온도 도달전의 50℃구간은 0.77℃/min로 가열하였으며, 이외의 구간은 1℃/min의 가열속도로 가열하였다.

2) 콘크리트의 열팽창변형 및 역학적 특성의 평가

가열 중 콘크리트의 열적변형량은 Fig. 3(b)에 나타낸 바와 같이 상부에 설치된 변위계에서 가열지그의 열팽창변형을 측정하고 하부변위계에서 지그의 팽창변형과 시험체의 팽창변형을 동시에 측정하도록 설정하여 식 (1)에 의해 시험체의 변형량을 산출하였다.

여기서, ΔLc : 콘크리트의 열팽창량(mm)

    ΔL1 : 상부변위계의 변형량(mm)

    ΔL2 : 하부변위계의 변형량(mm)

하중재하 및 고온에 따른 초고강도 콘크리트의 열팽창변형은 가열시점부터 목표온도까지의 시간동안 측정하는 방법으로 그 측정개요를 Fig. 5에 나타냈다. 하중재하조건은 상온압축강도의 25%를 재하하는 것으로 설정하였으며, RILEM TC 129-MHT ｢Part 6-Thermal strain｣에 준하여 변형특성을 측정하여 화재시 콘크리트의 열적거동을 분석하였다. 단기고온크리프는 RILEM TC 129-MHT ｢Part 7-Transient creep｣에 준하여 식 (2)로 계산하였다.17,18)

여기서,  : 단기재하 고온크리프(transient creep)

       : 전체 변형(total strain)

       : 열팽창 변형(thermal strain)

       : 탄성 변형(elastic strain)

또한, 역학적 특성의 평가는 목표온도 도달후 1시간의 유지시간을 두어 시험체 내․외부의 온도가 균일하도록 한 상태에서 ｢KS F 2405-콘크리트 압축 강도 시험방법｣ 및 ｢KS F 2438-콘크리트 원주 공시체의 정탄성계수 및 포아송비 시험방법｣에 준하여 측정하였으며, 최대하중에서의 변형은 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 EN 1992-1-2:2004(E)에서 제시하고 있는 방법으로 평가하였다.10)

3. 실험 결과 및 고찰

3.1 응력-변형

Fig. 7은 고온 및 하중재하조건에 따른 초고강도 콘크리트의 응력-변형 곡선을 나타낸 것이다. 비재하상태의 경우, 80 및 130MPa 초고강도 콘크리트 시험체는 가열온도 300℃까지 변형률 0.004 이하의 직선에 가까운 응력-변형곡선 형태로 취성적 파괴현상을 보였으나, 500℃ 이후로 그 기울기가 낮아져 700℃에서의 파괴변형률 0.01로 연성적으로 파괴되었다. 한편, 180MPa 초고강도 콘크리트의 경우에는 200℃ 이하의 온도조건에서는 상온의 변형률과 유사한 수준을 보였고, 300℃이상의 온도조건에서는 가열 중 파괴되어 고온압축강도의 측정이 불가능하였다.

하중재하상태에서는 500℃ 이상의 고온을 받을 경우에도 목표온도에서 파괴시 취성거동을 나타냈다. 또한, 초고강도 콘크리트의 압축강도가 증가할수록 기울기가 높아지고 대부분의 시험체에서 최종파괴시의 변형률이 0.003～0.004사이의 값을 갖는 것으로 확인되었다. 이는 콘크리트가 500℃이상의 고온을 받을 경우, 시멘트 페이스트와 골재의 계면에서 균열이 발생해 내력저하가 발생하게 되지만, 하중재하에 의해 균열이 억제되어 고온에도 취성적 파괴가 발생하는 것으로 판단된다.

Fig. 8은 하중재하 및 고온을 받은 초고강도 콘크리트의 최대응력에서의 변형률을 나타낸 것으로 비재하상태의 경우, 콘크리트의 최대변형률은 300℃까지는 0.003～0.004의 범위에 있으나 그 이상의 온도에서 0.005～0.01까지 증가했다. 하중재하상태에서는 콘크리트의 최대하중에서의 변형은 상온시와 비교하여 약간 상회하지만 유사한 값으로써 0.25fcu의 하중재하에 의해 골재팽창에 따른 콘크리트의 팽창변형이 재하하중에 의한 수축변형과 상쇄되는 효과가 있는 것을 확인 할 수 있었다.

한편, CEN code에서 규정하고 있는 최대응력에서의 변형값은 이 연구의 결과 값과는 큰 차이가 발생하는 것으로 확인되었다. CEN에서 규정하고 있는 값은 비재하잔존강도 시험방법에 의한 결과 값으로써 목표온도까지 가열한 후 상온까지 냉각시켜 평가를 하기 때문에 균열이 크게 발생할 수 있고, 공기 중의 수분과 반응 후 팽창이 발생되어 길이변화가 생길 수 있는 요인도 존재한다. 이에 CEN code에서도 냉각시 발생할 수 있는 이러한 영향요인을 고려하지 못할 수 있다고 제시하고 있다.10)

3.2 고온압축강도 및 고온탄성계수

Fig. 9는 상온에 대한 고온에서의 잔존 압축강도비를 나타낸 것으로서 CEB 및 CEN code와 비교한 것이다. 모든 시험체에서 CEB 및 CEN code에서 제시되고 있는 것과 달리 100℃에 약 10～40%의 범위로 압축강도가 낮아지는 경향을 나타냈다. 180MPa시험체는 약 40%, 130MPa 시험체는 30%, 80MPa 시험체는 10%로 콘크리트의 설계압축강도가 높을수록 100℃에서의 강도 저하율이 큰 것으로 나타났다. 또한, 200℃에서 압축강도가 재상승하는 현상이 나타났으며, 상온압축강도에 비하여 180MPa 시험체의 경우 약 90%, 130MPa 시험체의 경우 95%, 80MPa 시험체의 경우 102%의 압축강도비를 나타내 설계압축강도가 낮을수록 강도의 상승량이 증가하였다. 300℃에서 시험체가 파괴된 180MPa 시험체를 제외한 80, 130MPa 시험체에서 300℃ 이후로 압축강도가 감소하였으며 최고온도 700℃에서 80MPa 시험체는 44%, 130MPa의 시험체는 17%의 압축강도 잔존율을 나타냈다. 따라서, 콘크리트의 설계강도가 높을수록 고온에 의한 압축강도의 저하가 크게 발생하는 것으로 확인되었다.

Fig. 10에 초고강도 콘크리트의 고온압축강도에 대한 하중재하의 영향을 나타냈다. 하중재하상태에서도 가열온도에 따른 강도저하 및 강도의 상승은 비재하상태와 동일한 경향을 나타냈다. 300℃이하의 온도범위에서는 재하하중에 따른 고온압축강도의 차이는 크게 나타나지 않았지만, 500℃ 이상의 온도범위에서 하중재하에 의한 압축강도의 잔존율이 높아지는 것으로 나타났다. 특히, 130MPa 시험체에서 비재하 상태에 비해 1.8배 높은 잔존 압축강도를 나타냈고, 180MPa 시험체는 300℃이상의 온도에서 비재하시험의 경우는 파괴되었으나, 하중재하경우에서는 파괴되지 않아 고온에서 잔존강도를 확보할 수 있는 것으로 확인되어 하중재하에 의한 효과는 설계강도가 높을수록 커지는 것으로 판단된다.

Fig. 11에 상온에 대한 고온에서의 잔존 탄성계수비를 나타냈다. 100℃에서 잔존탄성계수 비가 일부 증가하거나 감소하는 경향을 나타냈으나, 200℃ 이후의 탄성계수는 온도상승에 의해 감소하는 것으로 나타났다. 비재하상태의 경우, CEB code와 비교해 80MPa 콘크리트는 300℃ 이하의 온도조건에서 기존코드를 상회하는 결과를 보였으며, 500℃이상의 온도에서는 기존코드와 유사한 경향을 나타냈다. 130MPa의 콘크리트는 비재하 상태의 경우 전범위에서 CEB code 보다 낮게 평가되었다. 그러나 재하한 경우에서는 100℃에서 30%정도 낮았지만 300℃ 이상에서는 유사한 경향을 나타냈다.

Fig. 12에 초고강도 콘크리트의 고온탄성계수에 대한 하중재하의 영향을 나타냈다. 80MPa 콘크리트의 경우 500℃이하의 온도에서는 하중재하에 의한 탄성계수의 증가효과가 없었지만, 700℃에서는 0.9배 높아지는 것으로 나타났다. 130MPa 콘크리트 시험체는 500℃에서 0.9배, 700℃에서 4.3배 가량 잔존탄성계수의 상승효과가 나타났다. 따라서, 고온강도와 유사한 경향으로 500℃이상의 온도에서 하중재하에 의한 영향으로 고온탄성계수가 증가되는 것으로 나타났다.

Hertz14)의 연구보고에 따르면 0.25～0.30fcu의 재하하중을 받을 경우, 압축강도가 25%정도 상승하는 것을 확인하였고 이 연구에서도 같은 효과가 확인 되었다. 또한, 설계압축강도가 높은 콘크리트 일수록 하중재하에 의한 고온압축강도 및 고온탄성계수의 잔존율이 높아지는 것을 확인할 수 있었다.

3.3 열팽창변형 특성

Fig. 13은 하중재하 및 고온에 따른 초고강도 콘크리트의 열팽창 변형을 나타낸 것으로 비재하 상태에서는 온도가 증가함에 따라 열팽창변형이 증가하는 경향을 나타났다. 또한, 가열온도 600℃이상에서 열팽창 변형률 0.009로 수렴되는 경향을 나타내 700℃에서는 0.01이하의 변형률을 나타냈다. 압축강도에 따른 열팽창변형의 차이는 없었지만, 180MPa 콘크리트의 경우, 300℃이상의 온도에서 파괴되어 열팽창변형을 평가할 수 없었다.

또한, CEN code와 비교하여 500～700℃에서 차이가 발생하는 반면 CEB code와 거의 유사한 경향으로, 500℃이상의 온도에서 석영의 상변이에 따라 열팽창변형이 증대되고 600℃이후의 온도에서 결합수의 탈수작용에 의하여 약간 수축현상이 나타난다는 보고와 일치한다.10,11) 이는 사용된 화강암계 골재는 석영과 사장석이 주성분으로 석영의 주성분이 실리카성분(SiO2)이 칼슘질(Ca)에 비하여 크기 때문으로 판단된다.

하중재하를 받는 경우는 비재하시 발생되는 콘크리트의 열팽창변형이 재하에 의한 수축변형에 의해 상쇄되어 변형이 크게 저감되는 것으로 나타났다. 80MPa 초고강도 콘크리트의 경우 하중재하에 의해 열팽창변형이 억제되었지만, 상대적으로 골재량이 많아 변형률이 0.001로 유지되다가 600℃이상의 온도에서 수축하여 열팽창변형이 상쇄되었다. 130 및 180MPa 콘크리트의 경우에는 시멘트 페이스트의 열팽창이 발생하는 약 100℃까지는 유사하게 팽창하였으나, 이상의 온도에서 열팽창변형이 상쇄되었으며 300℃이후에서는 수축변형이 서서히 발생하였다. 또한, 콘크리트의 상태변화가 발생되는 600℃ 이상의 온도에서 급격한 수축변형이 발생하고 700℃에서는 변형률 -0.008로 나타났다.

한편, 130, 180MPa 초고강도 콘크리트에 0.25fcu의 하중을 가할 경우 700℃에서 최종 변형률이 -0.008로 크게 발생했음에도 파괴가 발생하지 않는 것은 골재의 열팽창변형에 따라 재하에 의한 수축균열이 제어되어 서서히 내력이 저하하면서 연성상태에서 에너지소산이 가능했기 때문으로 판단된다.

3.4 단기고온크리프

Fig. 14는 하중재하 및 온도에 따른 초고강도 콘크리트의 단기고온크리프를 나타낸 것이다. 단기고온크리프는 하중에 의해 발생되는 수축변형으로써 온도상승에 따른 콘크리트의 상태변화 및 내력저하에 의해 발생하게 된다.

0.25fcu의 하중재하상태에서는 80MPa 초고강도 콘크리트 시험체의 경우 300℃이하의 온도에서는 변형이 서서히 증가되고, 500℃이상의 온도에서 재하하중의 영향으로 수축변형이 빠른 속도로 일어나게 되며, 700℃에서는 비재하시 발생되는 열팽창변형의 절대값과 유사하게 -0.01로 나타났다.

일반 콘크리트의 경우, Ca(OH)2의 분해에 따른 매트릭스 붕괴와 골재의 열팽창변형에 의한 균열발생으로 인해 500℃이후의 온도에서 콘크리트의 transient creep이 급격하게 증대된다. 이 연구에서 사용한 콘크리트는 일반 콘크리트에 비해 굵은 골재 최대치수가 작고 결합재량이 많기 때문에 300℃이후에서 압축강도가 크게 저하하며, 재하하중 및 고온을 받을 경우 콘크리트 매트릭스의 결속력이 저하하여 수축변형이 급격하게 발생함으로써 취성적으로 파괴되는 것으로 판단된다.

4. 결    론

하중재하와 고온에 의한 고강도 콘크리트의 고온특성 평가를 통해 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1)가열온도 300℃ 이하의 범위에서는 하중재하조건에 관계없이 취성적으로 파괴되었지만, 하중재하 상태에서는 모든 온도조건에서 일반상태와 유사한 취성적 파괴 거동을 보였다.

2)설계기준강도가 높을수록 고온에 따른 콘크리트의 압축강도가 저하되는 폭이 크게 나타났으며 하중재하에 의한 영향으로 고온에서 압축강도 및 탄성계수의 잔존율이 높게 나타났다.

3)비재하상태에서 가열에 의한 초고강도 콘크리트의 열팽창변형은 압축강도에 관계없이 유사한 경향을 나타내고, 하중재하에 의한 수축변형이 고온에 의한 열팽창변형을 상쇄시키는 것으로 나타났다.

4)하중재하에 의해 콘크리트의 열팽창이 억제되어 잔존압축강도 및 잔존탄성계수가 높게 나타났으며, 이러한 현상은 500℃이상의 온도에서 설계기준강도가 높을수록 명확하게 나타났다.