2.1.1 화재 시나리오 적용

국제 터널 및 지하공간 협회(ITA)는 주요 국가에서 수행된 실물 화재 실험을 기반으로 화재 시나리오를 공식적으로 채택하였으며, EFNARC(European Federation of Producers and Applicators of Specialist Products for Structures)는 ITA로부터 승인을 받은 기관으로써, 이러한 표준화된 화재 시나리오를 반영한 터널 내화 성능 시험 방법을 제시하고 있다. Fig. 1은 주요 국가에서 규정한 화재 시나리오의 온도–시간 곡선을 나타낸 것으로, 시나리오별 온도 상승 양상과 최고 온도의 차이를 보여준다.

본 연구에서는 고온 노출 조건에서의 성능 평가를 위해 RWS 및 HCM 시나리오를 준용한 화재 모사 시험을 수행하였으며, 이를 통해 내화 모르타르의 고온 저항성과 내부 온도 전달 특성을 분석하였다. 이 과정에서 ITA에서 제시한 콘크리트 라이닝 재료의 한계 온도(콘크리트 표면 380 °C, 철근 250 °C) 충족 여부를 검토하였다.

Fig. 1. Fire time-temperature curves (Sakkas et al. 2017)

2.1.2 가열 시험 조건

내화 모르타르의 고온 성능 평가를 위해 가열 시험(1,050 °C, 전기로)과 화재 모사 시험(1,350 °C, 소규모 가열로)을 수행하였다. 가열 시험의 경우 모르타르의 물리적 성능 변화에 대한 신뢰성 있는 평가에 초점을 두고, ISO 834의 시험방법에 준하여 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 약 2시간 동안 1,050 °C에 도달하도록 가열하고, 이후 1,050 °C를 유지하도록 하여 총 4시간 동안 수행하였다. 가열한 시편은 잔존 압축강도와 XRD 기기 분석에 활용하였다.

Fig. 2. Fire resistance test using electric furnace

화재 모사 시험의 경우 RWS 및 HCM 화재 곡선을 준용하여 화재 시나리오를 모사하였으며, Fig. 3과 같이 가열로 하부에 가스(gas)와 산소를 사용하는 스토브(stove)를 설치하고, 고온에 견디는 내화 벽돌로 벽체를 구성하였다^{(CEN 2002)}. 상부 구조는 터널 내 콘크리트 구조물 조건을 모사하기 위해 콘크리트 면에 내화 모르타르를 피복하는 형태로 구성하였으며, 화재 지속 시간은 국토교통부 「도로터널 내화 지침 해설서」를 참고하여 120분으로 설정하였다. 이때 내화 모르타르의 두께는 25 mm로, 콘크리트 표면에 부착하는 내화재로 설계하였다.

Fig. 3. Fire resistance test using a small-scale furnace

2.2.1 배합 설계

예비실험을 통해 내화 모르타르의 단열 및 내화에 효과적인 재료를 검토하였고, 팽창질석을 골재로 적용하기로 하였다. 추가로 내화 모르타르의 작업성과 단열성을 극대화하기 위해 일부 AE제를 적용하였다^{(Ding et al. 2023)}. AE제는 모르타르 믹싱 시 유동성 향상과 뿜칠 시공의 작업 효율을 개선해주고 팽창 질석의 단열성을 보완할 수 있을 것으로 판단하여 예비실험을 통해 적정 사용량을 설정하였다.

또한 결합재(binder) 사용에 따른 내화성능 비교를 위해 결합재(binder)를 3수준으로 하여 1종 보통포틀랜드시멘트만을 적용한 배합, 1종 보통포틀랜드시멘트와 고로슬래그 미분말을 적용한 배합, 1종 보통포틀랜드시멘트와 플라이 애시를 적용한 배합으로 설계했으며, 모든 배합에는 결합재의 5 %를 실리카흄으로 대체하였다. 이로써 골재/모르타르 비(S/M)를 4 수준(0.90, 0.85, 0.80, 0.75(부피비))으로 구분하여 Table 1에 나타낸 바와 같이 총 12 수준의 내화 모르타르를 제작하였다. 추가로 내화 모르타르로서 성능이 입증된 P사의 모르타르(이하 FM)를 기준으로 하여 성능을 비교하였다.

2.2.2 적용 재료

본 연구에서 사용된 시멘트는 국내 S사의 1종 보통포틀랜드시멘트로(ordinary portland cement; OPC) 강도를 확보하는 목적으로 사용하였으며, Table 2에 시멘트의 화학적 구성 및 물리적 성질을 나타내었다. 팽창 질석은 800~1,000 °C의 고온에서 가열하여 팽창시킨 것으로 내화 모르타르의 단열성 및 내화 성능 향상을 목적으로 사용되었으며, 특히 단열 성능과 화재 저항성을 높이는 중요한 역할을 한다. Table 3에 팽창 질석의 화학적 구성 및 물리적 성질을 나타내었다.

결합재의 화학적 구성 및 물리적 성질은 Tables 4~6에 나타낸 바와 같이 실리카 흄(silica fume; SF), 플라이 애시(fly ash;FA), 고로슬래그 미분말(ground granulated blast-furnace slag; SG)로 구성되며, 실리카 흄은 시멘트의 5 %를 대체하여 고정 결합재로 모든 배합에 적용하였다. 추가로 플라이 애시와 고로슬래그 미분말은 시멘트의 대체재로 각 25 %와 50 %를 첨가하였다.

2.2.3 시험체 제작

각 계량된 재료는 보울(bowl)에 팽창질석, 결합재, AE제 순서로 투입하여 30초간 건 믹싱(dry mixing) 과정을 거쳤다. 그리고 배합수를 투입하면서 1분간 제1속(150 rpm)으로 혼합하고, 30초 동안 스크레이퍼로 보울 측면에 부착된 모르타르를 긁어내리고, 다시 1분간 제2속(280 rpm)으로 하여 혼합을 완료하였다. 혼합이 완료된 모르타르는 소형 뿜칠장비를 이용하여 40 mm×40 mm×160 mm(가로×세로×길이)의 시험몰드에 모르타르를 채운 다음 48시간 동안 경화를 거쳤다. 탈형 후에는 실험실 환경 조건의 기건 상태에서 28일 동안 양생하고 각 성능 평가에 사용되었다.

화재 모사 시험체의 경우 재령 28일 기준 27 MPa 이상의 콘크리트를 충분히 양생한 시험체 위에 25 mm의 두께로 내화 모르타르를 타설하였다. Fig. 4에 나타낸 바와 같이 시험체는 가열면 기준 400 mm×400 mm(가로×세로)의 크기로 제작하였으며, 콘크리트 시험체 중앙부의 깊이 25 mm(내화 모르타르와 콘크리트 시험체의 경계면, D=0 mm)와 피복두께에 해당하는 위치(콘크리트 시험체 내부, D=25 mm)에 열전대를 삽입하고 내화접착제로 고정하였다.

Fig. 4. Dimensional details of the fire test specimens

2.3.1 가열시험에 의한 내화 모르타르의 특성

1) 밀도 및 열전도율

KS F 2459^{(KATS 2022a)}에 준하여 양생이 끝난 시험체를 105±5 °C에서 일정 질량이 될 때까지 건조하고 겉보기 밀도를 산정하였다. 그리고 겉보기 밀도 시험을 완료한 시험체를 ASTM C 518^{(ASTM 2021)}의 시험방법에 따라 열유량을 측정하여 열전도율을 산정하였다.

2) 압축강도

압축강도는 KS L ISO 679^{(KATS 2022b)}의 시험방법에 준하여 양쪽 면을 가압 면으로 하고 0.25±0.05 MPa/s의 하중 속도로 시험체를 재하하여 최대 하중을 산정하였다. 가열 후 시험체의 압축강도를 측정하는 경우 시험체 온도가 상온과 동일해 졌을 때 시험을 진행하였다.

3) X-Ray 회절(XRD) 분석

본 연구에서는 고온에 노출된 시료의 결정상 변화를 확인하기 위하여 XRD 분석을 하였으며, 측정 조건은 Cuk(Ni Filter): 30 kV, 20 mA, Scanning speed: 6″/min, Full scale: 700 cps, 2θ: 5~65로 설정하였다.

2.3.2 화재 모사시험에 의한 모르타르 특성

1) 콘크리트 수열 온도

화재 모사 시험체를 2시간 동안 고온에 노출하여 콘크리트의 각 위치에 설치된 열전대를 통해 전달되는 온도를 시간에 따라 측정하였으며, 이때 Guidelines for Structural Fire Resistance for Road Tunnels^{(ITA 2004)}에서 규정하는 한계온도(콘크리트 표면 380 oC 이하, 철근 250 °C 이하)를 만족하는지 확인하였다.

2) 모르타르 용융 저항성

고온 노출 후 내화 모르타르의 외관 상태를 확인하기 위해 Fig. 5와 같이 표면의 용융 상태를 검토하였으며, 용융 저항성은 손상 부위의 깊이와 너비를 기준으로 산정된 부피 손실률을 통해 평가하였다.

$V$: Volume of melting (mm³)

$L_1, L_2$: Length and Width of melting (mm)

$d$: Depth of melting (mm)

Fig. 5. Melting area determination of fire-resistant mortar

3.1.1 밀도 및 열전도율

모르타르의 밀도를 측정한 결과, Fig. 6에 나타낸 바와 같이 S/M(Sand/Mortar)이 낮아질수록 밀도가 낮아지는 경향을 보였다. S/M 0.90의 모르타르는 683~650 kg/m³, S/M 0.85의 모르타르는 670~610 kg/m³, S/M 0.80의 모르타르는 590~560 kg/m³, S/M 0.75의 모르타르는 572~530 kg/m³으로 형성되었으며, 결합재 차이에 따른 영향은 크지 않으나 OPC>SG>FA 순으로 플라이 애시를 혼입한 모르타르의 밀도가 낮은 경향을 보였다. S/M이 낮아짐에 따라 밀도가 감소한 것은 모르타르 내의 질석 혼입량의 일부가 비중이 낮은 AE제로 대체되면서 공극률이 증가하였기 때문으로 판단된다. 한편, P사의 모르타르(이하 FM)는 588 kg/m³로 S/M 0.80 타입의 모르타르와 유사한 밀도를 갖는 것으로 확인되었다.

모르타르의 열전도율을 측정한 결과, 전체 범위는 0.154~ 0.207 W/m·K로 나타났으며, S/M 비가 낮아질수록 열전도율이 감소하는 경향을 보였다. 이는 밀도와의 직접적인 상관관계에 기인한 것으로, 공극이 많을수록 열 전달 속도가 느려지기 때문으로 해석된다^{(Stolarska and Strzałkowski 2020)}. 또한, SG 및 FA 기반 모르타르는 OPC 기반 모르타르에 비해 상대적으로 낮은 밀도를 가지며, 이에 따라 더 낮은 열전도율을 나타냈다. 이러한 경향은 ^{Kim et al. (2001)}의 연구 결과와도 일치하며, 해당 연구에서는 고로슬래그 미분말과 플라이 애시를 사용한 경화체가 시멘트만 사용한 경화체보다 열전도율이 낮다고 보고한 바 있다.

Fig. 6. Density and thermal conductivity of fire-resistant mortar

3.1.2 압축강도

내화 모르타르의 재령 28일 기준 압축강도 및 고온 노출 후의 압축강도 변화를 Fig. 7에 나타내었다. 전체적으로 S/M 비가 낮아질수록 모르타르의 압축강도는 감소하는 경향을 보였으며, 고온(1,050 °C, 4시간) 노출 후에는 모든 시험체에서 강도 저하가 발생하였다. 표준 상태에서 OPC 기반 모르타르는 S/M 비에 따라 4.6 MPa(OPC 90)에서 2.4 MPa(OPC 75)까지 점진적으로 압축강도가 감소하는 경향을 나타냈다. SG 기반 모르타르는 같은 S/M 조건에서 OPC보다 다소 낮은 강도를 보였으며, SG 90은 3.9 MPa, SG 75는 2.7 MPa 수준으로 형성되었다. FA 기반 모르타르는 전반적으로 낮은 압축강도 범위를 보였으며, FA 90은 4.0 MPa, FA 75는 2.1 MPa로 측정되었다.

고온에 노출된 후에는 OPC 계열의 잔존 압축강도는 1.6~1.1 MPa 수준으로 감소하였으며, S/M이 높을수록 잔존 강도율이 더 낮은 경향을 보였다. OPC 90은 고온 노출 전 대비 약 35 %, OPC 75는 약 58 %의 잔존 압축강도율을 나타내며, 밀도가 낮은 모르타르가 더 높은 공극률로 인해 내부로의 열 침투를 효과적으로 차단했기 때문으로 해석된다. 결합재의 영향 측면에서는, 동일한 S/M 조건에서 SG 및 FA 기반 모르타르가 OPC보다 상대적으로 높은 잔존 압축강도율을 보였다.

이는 고로슬래그 미분말 및 플라이 애시의 열적 안정성에 기인한 것으로, ^{Zemri et al. (2020)}의 연구 결과와도 일치한다. 해당 연구에서는 슬래그 시멘트(CEM III) 기반 모르타르가 포틀랜드 시멘트(CEM I) 기반 모르타르보다 고온 노출 후 열적 저항성과 잔존 강도 유지 성능이 우수하다고 보고한 바 있다.

Fig. 7. Compressive strength of fire-resistant mortar

3.1.3 X-Ray 회절(XRD) 분석

OPC, SG, FA 기반 모르타르의 S/M 0.90 시험체를 대상으로 고온 노출 전·후의 XRD(X-ray Diffraction) 분석 결과를 Fig. 8에 나타내었다. 분석 결과, 고온 노출 전에는 모든 시료에서 시멘트의 주요 성분과 함께 수화 생성물인 포틀랜다이트(Portlandite)와 에트린자이트(Ettringite)가 뚜렷하게 관찰되었다. 고온 노출 후에는 수화 생성물의 XRD 피크가 전반적으로 감소하거나 소실되었으며, 특히 포틀랜다이트는 분해되어 산화칼슘(CaO)으로 전환된 것으로 나타났다^{(Kim 2012)}.

OPC의 경우, 일부 영역에서 규산칼슘-알루미늄 화합물의 재결정화가 관찰되었으며, 카토이트(katoite)와 같은 열 안정성 화합물로의 전환이 이루어진 것으로 분석된다. 한편, SG 기반 모르타르에서는 1,000 °C 이상의 고온에서 형성되는 겔레나이트(gehlenite)와 마그네슘-알루미늄 화합물인 스피넬(spinel)이 뚜렷하게 관찰되었다. 이러한 광물은 고온 안정성을 나타내는 대표적 생성물로, 내화 모르타르의 열적 저항성 향상에 기여하는 것으로 알려져 있다. FA 기반 모르타르에서도 겔레나이트와 스피넬이 관찰되었으나, SG 모르타르에 비해 그 피크가 상대적으로 약하게 형성되었다^{(Ponomar et al. 2022; Hao et al. 2023)}.

Fig. 8. X-ray diffraction before and after high-temperature exposure

3.2.1 콘크리트 수열 온도

화재 모사시험에 의한 콘크리트 표면(D=0 mm)과 내부(D=25 mm)의 수열 온도 측정 결과를 Fig. 9에 나타내었다. 확인 결과, SG 기반 모르타르를 피복한 콘크리트의 수열 온도가 OPC와 FA 기반 모르타르를 피복한 콘크리트 온도에 비해 낮은 경향을 보였으며, 그 중 SG 85가 콘크리트 표면에서 306 °C, 콘크리트 내부에서 237 °C로 가장 낮은 것으로 확인되었다.

OPC 및 SG 타입의 경우 S/M 0.90에서 0.85로 낮아지면 수열 온도가 낮아지는 경향을 보였으나, 0.80 이하로 더 낮아지면서 수열 온도가 다시 증가하는 현상이 나타났다. 이는 앞서 확인된 열전도율 결과와 반대되는 경향으로, 단순히 열전달 특성 이외에도 고온 노출에 의해 모르타르가 변형 또는 국부적 용융(melting) 현상 등을 겪으며 단열 성능이 저하되었을 것으로 판단된다. FA 타입 모르타르에서도 유사한 경향이 관찰되었으며, S/M 비가 낮아짐에도 불구하고 수열 온도가 낮아지지 않고 오히려 증가하는 현상이 확인되었다. 이는 FA 기반 모르타르가 고온에서 물리적 변형이나 융용에 의해 열전달 저항 특성이 저하되었음을 보여준다.

100 °C 도달 시점은 OPC, SG, FA 타입 모두 14~15분 내외로 큰 차이가 없었으나, 300 °C 도달 시점에서는 OPC 44분, SG 55분, FA 41분으로 SG 타입이 가장 늦게 도달하여 고온 차단 성능이 우수함을 확인할 수 있었다. 결과적으로, SG 85 및 SG 80 배합의 모르타르는 ITA 기준 콘크리트 표면(380 °C) 및 철근(250 °C) 한계온도를 모두 만족하였으며, 고온 안정성과 차열 성능 면에서 우수한 성능을 확보한 배합으로 판단된다.

Fig. 9. Concrete thermal temperature by fire simulation test

3.2.2 모르타르 용융 저항성

화재 모사 시험 후 표면 용융 관찰 결과, Figs. 10~11에 제시된 바와 같이 SG 기반 모르타르는 전반적으로 작은 용융 범위를 보였으며, FM 모르타르와 유사한 수준으로 확인되었다. 반면, FA 기반 모르타르의 경우 FA 80을 제외한 대부분 시험체에서 용융 범위가 크게 형성되었으며, 이는 결합재 종류에 따라 1,300 °C 고온 조건에서 열 안정성이 상대적으로 저하되는 특성이 나타난 것으로 볼 수 있다.

또한, Fig. 12에 나타낸 콘크리트 표면 수열 온도 도달 시점을 살펴보면, 수열 온도 300 °C에 도달하는 시간이 짧은 시편일수록 상대적으로 큰 용융 부피를 나타내는 경향이 확인되었다. 이는 모르타르가 내부 공극 구조에 따른 단열성을 확보하고 있음에도, 극한의 고온에서는 용융으로 인한 급격한 성능 저하가 발생할 수 있음을 시사한다. 이에 따라 골재/모르타르비(S/M)에 따른 용융 결과는 결합재의 영향이 지배적으로 나타나 명확한 경향성을 파악할 수 없었다.

Fig. 10. Melting volume and peak thermal temperature after high-temperature exposure

Fig. 11. Fire-resistant mortar appearance following the fire simulation test

Fig. 12. Relationship between reach time and thermal temperature