1. 서 론

화재와 같은 고온 환경에 노출된 콘크리트는 내부조직의 물리 ‧ 화학적 변화로 인해 구조내력이 저하되며, 콘크리트의 압축강도가 높을수록 치밀한 조직구조가 형성되기 때문에 콘크리트 표면이 비산 ‧ 박락되는 폭렬 현상이 발생할 가능성이 높아지는 것으로 알려져 있다(Kim et al. 2011; Choe et al. 2012).

폭렬은 매우 불규칙하고 취성적인 현상으로써 그 발생 원인을 규명하기 위한 다양한 연구가 수행되었으며, 크게 수증기압력, 열응력, 복합응력에 의해 발생하는 것으로 보고되고 있다(Zhukov 1976; Sertmehmetoglu 1977; Anderberg 1997; Kalifa and Quenard 2000; Hertz 2003; Fu et al. 2007).

먼저, 수증기 압력에 의한 폭렬은 콘크리트가 고온에 노출될 경우 콘크리트 내부의 특정 위치에 수분 응집층이 형성되고, 이 수분 응집층에 의해 형성된 수증기 압력이 콘크리트의 인장강도를 초과하여 발생하는 폭렬을 말한다. Anderberg(1997), Kalifa and Quenard(2000), Hertz(2003)는 이 이론에 근거하여 콘크리트 내부의 수분 응집층 예상 지점에 금속관을 매립함으로써 수증기 압력의 형성이 폭렬 발생에 미치는 영향을 실험적으로 검토하였다.

열응력에 의한 폭렬은 고온에 노출된 콘크리트의 경우 불균등한 온도분포에 의해 콘크리트 표면의 팽창이 구속되며, 이때 유발되는 압축응력이 발생시키는 폭렬을 의미한다. 본 이론에 근거하여 Fu et al.(2007)은 이차원 유한요소 해석을 통해 200~300 MPa급 초고강도 콘크리트에 대한 구조물의 열응력을 해석하고, 고온 환경 하의 구조물 균열 메커니즘을 3D 모델화하였다.

복합응력에 의한 폭렬은 가열 시 콘크리트의 노출된 표면에서 발생되는 열응력과 외력에 의한 압축응력이 내부균열과 복합되어 발생하는 폭렬을 말한다. Zhukov(1976), Sertmehmetoglu(1977)는 단면 가열 슬래브에 작용하는 외부 응력, 열전달 및 기공압력에 의해 발생되는 응력을 고려하여 가열된 표면으로부터 발생하는 변형 에너지의 밀도를 평가하는 방법을 제안하였다.

앞서 설명한 기존의 다양한 연구에서 확인할 수 있듯이, 폭렬의 주원인으로 제시되는 수증기 압력의 경우 여러 연구자들에 의해 콘크리트 내부에 금속관을 설치하는 방법으로 직접적인 측정이 가능하였으며, 그 결과가 유효한 것으로 보고되고 있다(Anderberg 1997; Kalifa and Quenard 2000; Hertz 2003). 그러나 대부분의 열응력 평가의 경우 구조 해석적 분석이 주를 이루며, 실험적으로 평가한 연구 사례는 적다.

한편, Ozawa et al.(2018)은 열응력의 간접적 추정을 위한 방법으로써 Timoshenko and Woinowsky-Krieger(1959)가 제시한 얇은 벽 실린더 모델 이론(Thin-wall cylinder model theory)을 기반으로 한 Connolly(1995)의 링형 강관 구속 콘크리트 시험에 주목하였다. 콘크리트의 팽창은 강관에 응력을 유발시키며, 이때 발생된 강관의 변형을 계산식에 대입하여 팽창 재료의 팽창 압력을 산출하게 된다. 이를 통해 링형 강관 구속 콘크리트에서 실측된 수증기 압력과 구속 링의 변형률을 근거로 열응력을 추정하는 것이 가능하며 Ozawa et al.(2018)은 본 시험 방법을 이용하여 폴리프로필렌 섬유 혼입 유무 및 굵은 골재의 종류를 변수로 한 압축강도 85~105 MPa 범위의 고성능콘크리트의 폭렬 특성을 평가하였다.

그러나 앞서 설명하듯 콘크리트는 압축강도에 따라 내부 구조의 치밀함이 다르기 때문에 폭렬의 주요인인 수증기 압력 및 열응력이 상이하게 작용할 가능성이 있다. 폭렬 발생의 메커니즘을 규명하기 위해서는 압축강도에 따라 달리 발생되는 수증기 압력 및 열응력에 대한 검토가 필요하다.

따라서, 본 연구에서는 링형 강관으로 구속된 압축강도 40~100 MPa 범위의 고강도콘크리트 시험체를 제작하여 콘크리트의 압축강도에 따른 폭렬 성상, 내부 온도, 수증기 압력, 구속 응력을 평가하였으며, 고강도콘크리트의 폭렬 발생 요인으로서 수증기 압력 및 열응력의 상호작용 여부를 확인하고자 하였다.

2. 실험계획 및 방법

2.1 콘크리트 배합

본 연구에서 사용한 콘크리트 배합을 Table 1에 나타내었으며, 사용재료의 물리적 성질을 Table 2에 나타내었다. 고강도콘크리트 시험체를 제작하기 위하여 W/B는 각각 45.0, 35.0, 20.0, 14.5 %로 설정하였다. 콘크리트의 압축강도를 평가하기 위해 KS F 2403 ‘콘크리트의 강도시험용 시험체 제작방법’에 준하여 Φ 100×200 mm 크기의 압축강도 측정용 시험체를 제작하였다. KS F 2405 ‘콘크리트 압축강도 시험방법’에 준하여 압축강도를 측정하였으며, 링형 강관 구속 시험체의 측정시기인 150일 이후의 압축강도는 CEB-FIP Model code(1991)에 근거하여 추정값을 도출하였다. 그에 따른 재령 28일 실측값 및 재령 150일의 추정값을 Table 3에 나타냈으며, 콘크리트의 150일 압축강도 추정을 위한 응력 곡선은 Fig. 1과 같다.

Table 1 Concrete mix proportion

Specimen ID.	W/B (%)	Slump-flow (mm)	Air (%)	S/a (%)	Unit weight (kg/m3)
					W	C	FA2)	SF3)	BSF4)	SO4	S	G
C40	45.0	150±251)	4.5±1	43.6	163	180	90	-	90	-	763	991
C60	35.0	650±100	4.0±1	40.0	165	471	-	-	-	-	681	1026
C80	20.0	750±100	2.0±1	43.0	150	525	150	75	-	-	642	870
C100	14.5	750±100	2.0±1	35.0	150	652	-	124	207	52	448	849

1) Slump (mm), 2) FA : Fly Ash, 3) SF : Silica Fume, 4) BFS : Blast Furnace Slag

Table 2 Physical properties of used material

Material	Physical properties
Cement	OPC (density: 3.15 g/cm3, specific surface area: 3,200 cm2/g)
Fly ash	Density: 2.2 g/cm3, specific surface area: 3,000 cm2/g
Silica fume	Density: 2.5 g/cm3, specific surface area: 200,000 cm2/g
Blast furnace slag powder	Density: 2.9 g/cm3, specific surface area: 6,000 cm2/g
SO4	Density: 2.9 g/cm3, specific surface area: 3,550 cm2/g
Fine agg.	Sea sand (size: 5mm, density: 2.65 g/cm3, absorption: 1.0 %)
Coarse agg.	Crushed granitic aggregate (size: 10 mm, density: 2.7 g/cm3, absorption: 0.9 %)
Super plasticizer	Polycarboxylic-based super plasticizer

Table 3 Compressive strength of concrete at 28 and 150 days

Specimen ID.	Compressive strength (MPa)
	Experimental value at 28 days	Estimated value at 150 days
C40	43.07	49.64
C60	69.28	79.85
C80	85.51	98.56
C100	100.18	115.46

Water content ratio at age 150 days: C40_3.4 %, C60, 80, 100_3.95 %

2.2 링형 강관 구속 시험체의 제작 및 양생방법

Fig. 2에 링형 강관 구속 시험체의 수증기 압력 및 내부 온도 측정을 위한 금속 파이프 및 열전대의 삽입 위치, 강관의 변형을 측정하기 위한 스트레인 게이지의 위치, 링형 강관의 치수에 대해 나타냈다.

고온을 받은 콘크리트는 표면으로부터 30~50 mm 위치에서 수분 응집층을 형성할 가능성이 있다고 보고되고 있으며(Harmathy 1965) 그에 따라 본 연구에서는 수분 응집층이 가장 집중될 것으로 예측되는 위치를 고려하여 가열 표면으로부터 5, 10, 25, 40 mm 위치에 수증기압 측정용 금속 파이프와 열전대를 시험체 중앙부로 향하도록 매립하였다. 또한 구속응력에 의한 링형 강관의 변형을 측정하기 위해 가열 표면으로부터 5, 10, 25, 40, 75 mm 위치에 스트레인 게이지를 부착하였다. 직경 300 mm, 높이 50 mm, 두께 7 mm인 링형 강관을 2단으로 설치한 뒤 접합부를 실리콘으로 봉하고 콘크리트를 타설하였다. 모든 시험체는 28일까지 수중 양생을 실시한 뒤 온도 20±2 °C, 상대 습도 60±5 %의 항온 ‧ 항습 조건에서 재령 150일까지 양생되었다.

2.3 가열 장치 및 방법

본 실험에서 사용한 시험 장치를 Fig. 3에 나타냈다. 시험 장치는 1,000 °C까지 가열 가능한 전기 가열로이며 온도컨트롤러를 통해 가열시간 및 온도의 제어가 가능하다. 가열 방식은 시험체 하부를 단면 가열하는 방식을 채택하였으며, ISO-834 표준가열곡선에 준하여 약 25~35분간 실험을 진행하였다.

2.4 링형 강관의 변형 및 콘크리트 구속 응력 평가방법

고온을 받는 동안 링형 강관에 의해 억제된 상태의 콘크리트는 수증기 압력 및 열응력에 의해 팽창 상태가 된다. 이때 링형 강관 및 콘크리트에서 발생되는 응력을 정량적으로 계산하기 위해 얇은 벽 실린더 모델에 근거한 링형 강관의 응력 계산식 및 구속 응력 계산식이 설정되었다(Ozawa et al. 2018).

링형 강관에 발생하는 응력은 식 (1) ~ (2)에 의해 계산된다. 여기서 링형 강관의 반경 방향에 대한 응력은 무시할 만큼 충분히 작다.

$$\delta_\theta=\frac{E_s}{1-\nu_s^2}(\varepsilon_{s\theta}+\nu_s\varepsilon_{sz})$$

(1)

$$\delta_z=\frac{E_s}{1-\nu_s^2}(\varepsilon_{sz}+\nu_s\varepsilon_{s\theta})$$

(2)

여기서 𝜎_𝜃와 𝜎_z는 링형 강관의 원주 및 종단 방향 응력이고, 𝜀_s𝜃와 𝜀_sz는 링형 강관의 원주 및 종단 변형이며 𝜈_s는 강재의 포아송 비이고, E_S는 강재의 탄성 계수이다.

또한 얇은 벽 모델 이론의 평형상태에 의하면 콘크리트 코어의 내부에서 응력이 발생하게 되며, 이는 식 (3) ~ (6)에 의해 계산된다.

$$P_\theta=\frac{(\varepsilon_{s\theta}+\nu\varepsilon_{sz})}{1-\nu^2}\cdot\;E_s\cdot\frac tR$$

(3)

$$\delta_\theta=P_\theta\cdot\frac Rt$$

(4)

$$\varepsilon_{s\theta}=\frac1{E_s}(\delta_\theta-\nu_s\cdot\delta_z)$$

(5)

$$P_\theta=\sigma_{re}=\varepsilon_{s\theta}E_s\frac tR$$

(6)

여기서 P_𝜃는 콘크리트 코어의 반경 방향 자기 응력이고 t와 R은 링형 강관의 두께와 내부 반경이다. 구속 응력 𝜎_re은 식 (6)에 표현된 바와 같이 콘크리트의 반경 방향 자기 응력과 같은 값으로 간주되며 콘크리트에서 발생된 수증기 압력과 열응력은 콘크리트의 반경 방향 자기 응력을 발생시키는 요인으로써 작용하게 된다. 따라서 실측된 수증기 압력과 구속응력을 통해 열응력의 간접적인 추정이 가능해진다.

3. 실험결과 및 고찰

3.1 폭렬 성상

Fig. 4에 링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트 시험체의 폭렬 성상을 나타냈다. C40, C60은 폭렬이 발생하지 않았으나 C80, C100는 폭렬 발생에 의해 단면이 손실되어 금속 파이프 및 열전대가 외기에 노출되었다.

Fig. 5에 폭렬에 의한 단면 손실 면적을 나타냈으며 C80에 비해 C100에서 비교적 넓고 깊은 범위의 파괴 면적이 관찰되었다.

Fig. 6에 나타낸 실측 파괴 깊이 및 파편 크기 또한 C80의 경우 최대 파괴 깊이 약 64 mm, 파편 평균 크기 약 13 mm로 측정된 반면, C100의 경우 최대 파괴 깊이 약 83mm, 파편 평균 크기 약 50 mm로 측정되어 콘크리트의 압축강도가 높을수록 넓고 깊은 범위의 폭렬이 발생한 것으로 확인되었다.

3.2 내부온도

Fig. 7에 링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트 시험체의 내부 온도를 나타냈다. C40, C60, C80은 35분에 시험을 종료하였으나 C100은 25분에 시험을 종료하였다. 이는 시험 중 시험체가 관통되는 위험을 방지하기 위함이다.

폭렬이 발생하지 않은 C40, C60은 각 열전대에서 일정한 기울기로 온도가 증가하였으며, 가열면에 가까운 열전대일수록 높은 온도를 나타냈다. 한편, C80, C100은 폭렬에 의해 가열 단면이 얇아지며 그에 따라 열전대가 외기에 직접 노출되기 때문에 5 mm 위치의 열전대에서 온도 상승의 기울기가 급격히 증가하는 현상을 나타냈다. 이 같은 현상은 10, 25, 40 mm 위치의 열전대에서도 반복되었다. 또한, C80, C100의 최초 폭렬 발생으로부터 5 mm위치 열전대의 온도 상승 기울기가 증가할 때까지 걸린 시간은 C80가 약 8분 20초, C100가 약 36초로 측정되었다. 이는 C100에서 C80보다 빠르게 단면이 손실되었기 때문에 열전대 노출 시간이 단축된 것으로 판단되며, C100의 깊고 넓은 폭렬 성상 및 큰 파편조각 형성과 일치한 거동을 보인다.

3.3 수증기 압력

Fig. 8에 링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트 시험체의 수증기 압력을 나타내었다. C40, C60, C80, C100의 최대 수증기 압력은 각각 3.52, 3.22, 2.00, 1.25 MPa로 측정되어 콘크리트의 압축강도가 높을수록 최대 수증기 압력이 낮았으며, 수증기 압력이 생성되어 소멸되기까지 소요되는 시간이 짧아지는 경향을 나타냈다.

이는 폭렬이 발생하지 않은 압축강도 60 MPa 이하의 콘크리트의 경우, 열응력에 의해 발생된 미세 균열 및 공극 네트워크를 통해 수분 이동이 원활하게 진행되기 때문에 높은 수증기 배출 압력을 형성하는 반면, 폭렬이 발생한 압축강도 80 MPa 이상의 콘크리트의 경우, 연속된 공극보다 독립된 공극을 다수 형성하기 때문에 공극 자체의 수증기 팽창 압력은 높지만 내부조직이 치밀하여 열응력에 의해 미세 균열이 발생하여도 수분 이동이 어렵기 때문에 낮은 수증기 배출 압력을 나타낸 것으로 판단된다.

또한 수증기 압력의 생성 및 소멸 시간의 단축에 있어서도 압축강도가 높아질수록 내부 조직이 치밀해지는 콘크리트의 재료적 특성에 기인된 것으로 판단된다.

3.4 수분응집층의 형성

Fig. 9에 링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트 시험체의 수증기 압력과 SVP 곡선(Saturation vapor pressure curve, 포화수증기압력곡선)의 상관관계를 나타냈다. SVP란 특정 온도에 따라 결정되는 공기 중 수증기 압력의 최댓값을 뜻한다. 수증기 압력이 SVP보다 높은 경우를 과포화상태라 하며, 이는 고강도콘크리트의 폭렬의 주요 원인으로 보고되고 있는 수분 응집층의 형성을 의미한다(Ichikawa and England 2004)

C40_5 mm, C60_10 mm, C80_5 mm, C100_5 mm 곡선은 C40, C60, C80, C100 각각의 시험체에서 과포화 상태의 수증기 압력이 형성되는 곡선을 선별하여 나타낸 것이다.

C40, C60은 약 200 °C의 온도범위까지 수분 응집층을 형성하였으며 C40, C60에서 폭렬이 발생하지 않았음에도 수분 응집층을 형성하는 이유는 연속된 공극 네트워크를 통해 표면에서 수분이 배출됨과 동시에 콘크리트 내부까지 지속적으로 이동되기 때문이다.

한편, 폭렬이 발생한 C80의 경우, 약 180~190 °C의 짧은 온도 상승 범위에서 C40, C60에 비해 좁은 범위의 수분 응집층을 형성하였다. 그러나 폭렬이 발생한 C100의 경우, 최대 수증기 압력이 가장 낮았음에도 5 mm 위치에서 약 120~150 °C의 온도 상승 범위 동안 다른 시험체에 비해 빠른 시기에 넓은 범위의 수분 응집층을 형성하였다. 이는 압축강도가 높아질수록 콘크리트의 내부조직이 치밀해지기 때문에 C100의 5 mm 위치에서 공극 내의 수분이 상부로 이동하지 못하고 표면부에 제한되었기 때문으로 판단된다. 또한 C100에서 C80보다 깊고 넓은 폭렬 성상을 나타내는 것으로 보아, C100의 5 mm 위치에 형성된 큰 수분 응집층이 독립된 공극 내에 더 큰 에너지를 응축하여 폭렬에 영향을 미친 것으로 생각된다.

3.5 구속 응력

Fig. 10에 링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트 시험체의 구속 응력을 나타내었으며 모든 시험체의 5, 10, 25, 40, 75 mm 각 위치에 대한 구속응력을 비교하였다.

모든 시험체는 5, 10, 25 mm 위치까지 팽창하는 거동을 보였으며, 5 mm 위치에서 가장 큰 구속응력을 나타낸 뒤 가열면으로부터 깊이가 깊어짐에 따라 열응력의 크기가 작아지기 때문에 점차 낮은 구속응력을 나타냈다. 40 mm 위치에서는 수축하는 거동을 보였으며 이는 콘크리트 하부의 팽창에 의해 Fig. 10 Restrained stress of concrete classified by sensor layer 링형 강관의 하부에서는 인장력이 작용하여 팽창하는 반면, 상대적으로 링형 강관의 상부에서는 압축력이 작용하여 수축하기 때문이다. 75 mm 위치는 열이 직접적으로 전달되지 않기 때문에 구속응력에 큰 변화는 없는 것으로 나타났다.

폭렬이 발생하지 않은 C40, C60은 열응력에 의해 발생된 미세균열 및 공극 네트워크를 통해 수증기 압력이 완화되기 때문에 C80, C100에 비해 상대적으로 콘크리트의 팽창이 억제된다. 링형 강관의 변형은 콘크리트의 팽창 정도에 영향을 받기 때문에 구속응력 또한 C80, C100에 비해 작게 형성된 것으로 판단되며, 가열면 깊이에 따른 구속응력이 큰 차이 없이 유사한 것으로 확인되었다.

반면, 폭렬이 발생한 C80, C100은 C40, C60에 비해 큰 구속응력을 형성하였으며 특히 5 mm 위치에서 C100이 가장 큰 구속응력을 나타냈다. C100의 5 mm 위치에 집중된 수분 응집층이 독립된 공극 내의 수증기 압력을 응축하고 그 중 일부가 콘크리트 내부 재료의 체적을 팽창시키려는 열 팽창력으로 작용하였기 때문이다.

한편, C80, C100의 경우 각 열전대가 외기에 노출되는 시간을 고려했을 때 폭렬 발생 이후 측정된 구속 응력은 단면 손실에 의한 콘크리트의 변형을 고려하지 않았기 때문에 그 값을 신뢰하는데 어려움이 있다. 다만, 가열면 깊이에 따른 콘크리트의 압축강도 별 구속응력 측정을 통해 콘크리트에서 발생하는 수증기 압력 및 열응력이 구속응력에 미치는 영향에 대해 간접적인 추정이 가능함을 확인하였다.

4. 결 론

링형 강관으로 구속된 고강도콘크리트의 수증기 압력과 폭렬 특성을 평가한 결과, 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1)본 연구에서는 수증기 측정용 파이프를 매립한 링형 강관 구속 시험체를 이용하여 압축강도에 따른 콘크리트의 수증기 배출 압력을 측정하고 구속 응력에 의한 열응력을 추정하였다. 그 결과, 강도수준에 따른 콘크리트의 폭렬 특성은 열응력, 수증기 팽창 압력에 직접적인 영향을 받는 것으로 판단된다.

2)압축강도 60 MPa 이하의 콘크리트는 연속된 공극 네트워크를 통해 수분의 이동이 원활하기 때문에 높은 수증기 배출 압력을 나타내었다. 반면, 80 MPa 이상의 콘크리트는 치밀한 공극구조에 의해 수분의 이동이 극도로 억제되어 수증기 팽창 압력이 외부로 배출되지 않고 내부로 응축됨으로서 폭렬을 일으키는 주요 원인으로 생각된다.

3)콘크리트의 압축강도가 높을수록 가열 표면부에 큰 수분 응집층을 형성하여 에너지를 응축하게 되고, 그 중 일부가 열 팽창력으로 작용하여 구속응력이 더 크게 되는 것을 확인하였다. 따라서 고강도콘크리트의 수증기 팽창 압력과 더불어 열응력은 고강도콘크리트의 폭렬을 더욱 촉진시키는 영향요인으로 생각할 수 있다.