2.1 온도에 따른 역학적 특성

2.1.1 온도에 따른 강연선의 역학적 특성

강연선의 온도 변화에 따른 인장 항복강도를 파악하기 위해 만능재료시험기와 히터 가열장치(Fig. 1)를 사용하여 실험을 수행하였다. 실험은 히터 가열장치의 온도를 다르게 하여 각 평균온도 별 강연선의 항복 인장강도 측정을 목표로 하였다. Fig. 2는 온도별(460.0~753.0°C) 시간에 따른 인장응력 그래프이다. 상온(20°C)에서 1,688MPa의 항복 인장응력(fpy)을 가지는 강연선은 실험에서 강연선 평균온도 460.0, 522.0, 579.0, 675.0, 718.0, 753.0°C에 대해 각각 742.0, 482.9, 332.1, 168.5, 117.3, 99.6MPa의 항복 인장강도를 보여주었으며 이는 상온의 강연선 fpy에 비해 44.0, 28.6, 19.7, 10.0, 6.9, 5.9%에 해당하는 수치이다. ^{Eurocode 2(2004)}와 실험결과를 비교하면 Fig. 3과 같이 그 경향이 유사하게 나타남을 확인할 수 있다. ^{ASTM E119 (2020)}에 따르면 긴장된 철근의 위험 온도는 427°C로 규정하고 있으며, 이는 감소한 항복 인장강도가 상온의 50% 수준에 도달하는 지점이다. 또한, ^{Eurocode 2(2004)}에 따르면, 탄성계수도 온도가 증가함에 따라 감소하게 되며 400°C에서는 상온의 70%, 500°C에서는 상온의 60% 수준이 된다. 강연선의 항복과 탄성계수(강성) 감소는 구조물의 과도한 처짐을 발생시킬 수 있으며, 특히 PC 구조물에서는 수직 이동과 수평 이동 모두가 구조물 붕괴를 일으킬 수 있다. 따라서, 화재 발생 시 상승하는 온도에 따른 강연선의 온도 변화는 PC 구조물의 내화 성능 판단에 있어 중요한 지표임을 확인할 수 있다.

Fig. 1 Universal testing machine and heater

Fig. 2 Tensile stress variation at each temperature

Fig. 3 Tensile stress reduction factor at each temperature(Eurocode 2, 2004)

2.1.2 온도에 따른 콘크리트의 역학적 특성

온도에 따른 콘크리트의 역학적 특성 변화는 ^{Eurocode 2(2004)}와 ^{Aslani and Bastami(2011)}의 연구를 참고하였다(Fig. 4). 압축강도는 상온 압축강도와 비교해 400°C에서 25% 하락한 후 600°C에서 50% 수준에 도달하였다. 인장강도는 압축강도와 비교해 더 빠르게 열의 영향을 받음이 보고되었다. ^{Eurocode 2(2004)}는 콘크리트의 인장강도가 상온 인장강도와 비교해 400°C에서 40% 수준으로 하락하며 600°C에 없어지는 것으로 보고하였으며, ^{Aslani and Bastami(2011)}는 인장강도가 500°C에서 50% 수준으로 하락한 후 1,000°C에 없어지는 것으로 보고하였다. 압축강도에 관한 두 연구의 견해는 비슷하였으나, 인장강도에 대해서는 ^{Eurocode 2(2004)}가 더 열에 취약하다고 판단하였다. 탄성계수(강성)는 200°C에서 70%, 400°C에서 45% 수준으로 하락한 후 1,000°C에 없어지는 것으로 연구되었다.

Fig. 4 Reduction factor of concrete mechanical properties(Eurocode 2, 2004;Aslani and Bastami, 2011)

2.2 온도에 따른 열적 특성

강연선과 콘크리트의 열적 특성은 ^{Eurocode 2(2004)}의 연구를 참고하였다. Fig. 5에 강연선과 콘크리트의 온도별 열전도율(thermal conductivity), 열신장률(thermal elongation), 비열(specific heat)의 변화 그래프를 나타내었다. 열전도율은 단위 시간당 전달되는 에너지로, 콘크리트는 상온에서 1~2W/mK의 열전도율을 보이며 온도가 상승할수록 감소하여 1,000°C에는 0.6W/mK의 열전도율로 우수한 단열성능을 발휘한다. 그에 반해 강연선은 상온에서 54W/mK의 높은 열전도율을 지니며 온도가 증가하여 800°C 이후에는 27.3W/mK로 낮아진 열전도율을 보인다 (Fig. 5(a)). 열신장률은 원래 길이에 대한 늘어난 길이의 비율로 Fig. 5(b)와 같이 콘크리트와 강연선은 0~400°C의 저온 구간에서 비슷한 수치를 보이나 고온 구간에서 격차가 발생함을 확인할 수 있다. 콘크리트의 열신장률은 온도의 상승에 따라 점점 증가하다 700°C 이상에서는 0.014의 일정한 값을 나타낸다. 강연선은 콘크리트와 비교해 온도 상승에 따른 열신장률의 증가폭은 작으나, 700°C 이상까지 꾸준히 증가하여, 700°C에서 0.009, 1,000°C에서 0.014의 열신장률을 각각 보인다. Fig. 5(c)와 같이 콘크리트는 100°C까지 900J/kgK로 비열을 유지하다 수분 함량에 따라(0, 1.5, 3%) 100~115°C에서 피크 값(900, 1,470, 2,020J/kgK)이 나타나고 400°C 이상에서 1,100J/kgK의 값을 유지한다. 강재 및 철근은 735°C에서 피크값인 5,000J/kgK에 도달하고, 이후 점차 감소하다 900°C 이후로는 650J/kgK의 값을 유지한다.

Fig. 5 Thermal properties of materials(Eurocode 2, 2004)

3.1 실험체 개요

실험은 실제 물류창고에 실무 적용되는 PC 슬래브를 사용하여 진행하였다. 2개의 같은 크기의 실험체를 사용하였으며, 단면도는 Fig. 6과 같다. 실험체에 사용된 콘크리트의 압축강도(fck)는 45MPa이며, 강연선의 극한강도(fpu)는 1860MPa로 프리텐션 공법을 사용하여 제작하였다. 실험체 치수는 길이 10.25m, 너비 2.4m, 높이 0.4m이며 하단부에는 지름 15.2mm의 강연선 13개, 상단부에는 지름 9.5mm의 강연선 5개를 설치하였다. 또한, 길이 방향으로 하단부에는 지름 6mm의 항복강도(fy) 500MPa 철근을 150mm×250mm 간격, 상단부에는 지름 4mm의 fy 500MPa 철근을 200mm×300mm 간격으로 설치하였다. 실험 변수는 슬래브의 걸침길이로서, ^{KDS 14 20 62(2022)}의 ‘프리캐스트 콘크리트구조 설계기준’에서 제시하는 최소 걸침길이 50mm 규정을 참고하여 각각 50mm와 150mm의 걸침길이로 설계하였다. 실험체 내부에 EPS 블록을 사용하여 채웠다.

Fig. 6 Section view of specimen

3.2 실험계획 및 방법

본 연구에서는 실험 환경이 아닌 실외 환경에서의 화재 상황을 모사하였다. Fig. 7은 실험 세팅에 대한 전반적인 모습을 보여주며, Figs. 8과 9는 실제 사진을 보여준다. 실험 세팅은 Fig. 7과 같이 평지에서 열의 분산을 막고자 구덩이를 파고, 받침대를 설치하였다. 그 후 2개의 슬래브를 작은 틈새만을 유지한 채 옆으로 설치하여 화재 발생 시 슬래브들이 비슷한 온도 상승을 겪도록 설계하였다. 구덩이 안에는 6개의 드럼통을 (Fig. 8) 하층에 두고 그 위에 목재를 적재하여 가열하였다. 일반적인 실험실 조건에서는 ^{ISO 834-1(1999)} 혹은 ^{KS F 2257-1(2019)}의 표준화재곡선 그래프에 따라 가열 온도를 조정하지만, 본 실험에서는 실제 물류창고의 화재 상황을 모사하고자 하단부의 휘발유를 통한 초기 급격한 온도 상승과 상층부의 목재를 통한 2시간 이상의 장기간 가열조건을 마련하여 실험을 진행하였다. 휘발유의 사용으로 슬래브 바닥의 온도를 초기에(30분 이내) 600°C 이상 올라가도록 하였으며, 연기의 발생이 적은 참나무 10ton 물량을 사용하여 바닥 온도가 800°C 이상으로 온도가 서서히 증가하여 유지되게끔 설계하였다. 또한, 전체 바닥 면이 아닌 화염 발생 구간을 5m×5m로 설계하여 슬래브 중앙부가 집중적으로 가열되도록 하였다. 본 실험에서는 Fig. 7과 같이 슬래브 모멘트 강도의 15% 수준인 벽돌 3.6ton을 집중하중으로 중앙부에 두어 유압 액추에이터를 대체하였다. 이는 실험 여건상 슬래브에 가할 수 있는 최대 하중이었으며, 걸침길이에 따른 화재 발생 시 슬래브의 휨 성능을 판단하기에 충분하다고 판단하여 진행하였다. 본 실험에서는 열전대를 슬래브의 상 하부 및 EPS 블록 상단에 일정 간격으로 설치하여 전 구간에 걸친 온도 변화를 계측하였다. 슬래브 상·하부와 EPS 블록 상단의 열전대 위치는 Fig. 10과 같다. 또한, 열화상 카메라를 설치하여 외부에서 슬래브 하부의 온도 변화를 계측하여 열전대 데이터와 비교하였다. LVDTs는 슬래브의 한쪽 끝에 수평·수직 방향으로 Fig. 9와 같이 슬래브별로 총 3개를 설치하여 단부에서의 실험체 변위를 측정하였다. 결과적으로, 열전대와 LVDTs는 바닥 면과 상부 면의 온도 변화를 통해 PC 슬래브의 열전달 능력을 평가하고, 온도별 강연선과 콘크리트에 미치는 영향을 파악하여 내화 성능을 평가하는 데 사용하였다.

Fig. 7 Fire test settings

Fig. 8 Photographs of settings

Fig. 9 Placement of LVDTs and loading condition

Fig. 10 Locations of thermocouples

4.1 열적 거동

슬래브 화재 실험 중 슬래브의 바닥, EPS 블록, 상부의 열전대에서 측정된 시간-온도 그래프는 Fig. 11과 같다. 각 실험의 온도 상승 그래프를 비교한 결과, 목재와 휘발유의 고른 배치로 두 실험체의 온도 변화 양상이 비슷하게 나타남을 확인할 수 있다. 또한, 바닥면의 온도는 실험 초기부터 700°C로 상승하여 급격한

온도 변화가 구현되었다. 이후 구간은 목재의 지속적인 연소로 실험 시작 후 100분경까지 온도가 600~800°C의 범위를 유지하였다. 하지만, 적재된 목재가 모두 연소하여 목재 교체 시기에 온도가 400~500°C 범위로 하락 후 목재 투입과 함께 다시 상승하였다(Phase 1→Phase 2). 실험 결과를 ISO 834-1의 표준화재곡선과 비교하면, 초기 온도 상승 구간은 유사한 경향을 보이지만, 발화재의 변경 및 추가 투입이 없어 표준화재곡선의 지속적인 온도 상승과 달리 실외 실험에서는 온도 하락이 발생함을 확인할 수 있다. 이는 물류창고 화재, 산불 등 실외 환경에서 발생하는 화재로 인한 피해 예측과 예방을 위해서는 발화재의 수량과 범위, 종류 등의 확인이 필요함을 시사한다.

슬래브의 바닥과 EPS 블록 및 상부는 온도 상승 크기와 시기에 있어서 차이점을 보였다. 슬래브 상부는 실험 시작 100분 이후부터 온도가 상승하기 시작하였으며, 최종적으로 100°C 상승하였다. EPS 블록 위치에서의 온도는 30분경 증가하기 시작하여 200°C 내외를 유지하였다. 콘크리트와 EPS 블록의 단열 효과가 단면 높이별 온도 차이에 영향을 미쳤음을 확인할 수 있다. Fig. 5(a)와 같이 콘크리트의 열전도도는 온도가 상승함에 따라 감소한다. 실험체의 하부, EPS 블록, 상부에서의 온도 유지 기간은 EPS 블록의 200°C 근처에서의 상태변화(고체→액체), 목재를 활용한 화재 실험(임계온도), 그리고 콘크리트의 열전도도 감소가 복합적으로 작용하여 발생한 것으로 판단된다.

야외 화재 실험의 여건상 Fig. 12와 같이 열화상 카메라를 설치하여 화염 온도와 강연선 온도 또한 측정하였다. 열화상 카메라는 교체 시기를 전후로 Phase 1과 Phase 2에 측정하였으며, 측정 결과는 Fig. 13과 같다. 화염 온도는 Phase 1에서 800~1,000°C를 유지하고 Phase 2에도 비슷한 수준에 머물렀다. 강연선의 온도는 초기에 200°C까지 상승한 이후, 가열이 지속됨에 따라 500°C까지 상승하였다. ASTM E119에서는 긴장된 강연선의 위험 온도를 427°C로 규정하고 있다. 실험 결과, 하부에 설치된 강연선 13개 중 3~6개의 강연선이 끊어졌으며, 해당 강연선은 위험 온도를 초과한 것으로 평가된다. 목재 교체 이후에는 강연선의 온도는 200~400°C를 유지하였으며, 콘크리트 폭렬 등 외부 요소가 사라져 비교적 안정된 온도 분포를 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 11 Time-temperature curve of each specimen

Fig. 12 Thermal imaging camera

Fig. 13 Flame and tendon temperature

4.2 구조 거동

실험체 단부에서 측정한 시간-변위 그래프는 Figs. 14와 15와 같다. Fig. 14는 실험체 단부의 수직 변위 측정 결과를 보여주며, 걸침길이 50mm 실험체는 4mm, 150mm 실험체는 7mm 위로 이동했다. Fig. 15는 실험체 단부의 수평 변위 측정 결과를 보여주며, 걸침길이 50mm 실험체는 8mm, 150mm 실험체는 6mm 중앙부로 이동하였다. 각각의 슬래브 모두 걸침길이에 비해 미미한 수준의 수평 이동이 발생하여 부재 탈락이 발생하지 않았으며,

200분 지속된 화재 시험을 견뎠다. Fig. 16과 같이 화재 시험이 지속됨에 따라 중앙부 처짐이 나타났으며, 실외 실험 환경상 LVDT를 이용한 측정은 불가능하였다. 이로 인해 외부에 기준점을 두고 실험 전과 후를 비교하여 중앙부 변위를 측정하였다. 측정 결과, 중앙부 처짐이 걸침길이 150mm 슬래브는 70mm, 걸침길이 50mm 슬래브는 200mm 발생하였다. 결과적으로, 슬래브의 걸침길이가 짧을수록 수평 이동량이 증가하였으나, 모두 부재 탈락을 위한 수치에는 미치지 못했다. 중앙부 처짐의 측면에서는 걸침길이가 길수록 슬래브의 유효길이가 짧아져 처짐량이 제한되는 효과를 보였다. 단부에서의 슬래브 수직 이동은 걸침길이가 길수록 증가하였으나, 곡률은 작아져 효과를 보였다.

Fig. 14 Time-vertical displacement curve

Fig. 15 Time-horizontal displacement curve

Fig. 16 Slab deflection during fire test

4.3 콘크리트 폭렬 현상

콘크리트 폭렬은 부재의 단면 손실을 야기하고, 철근 및 강연선으로의 열 침입을 쉽게 하여 부재 내화 성능 확보를 방해하는 중요한 요소이다^{(Dwaikat et al., 2010)}. PSC 건물에 사용하는 고강도 콘크리트는 폭렬 발생 가능성이 높아져 그에 관한 관찰이 필요하다. 본 실험에서는 fck 45MPa의 고강도 콘크리트를 사용하였으며, Fig. 17과 같이 콘크리트 폭렬 현상이 실험체 하단부에 일부 발견되었다. 특히, Fig. 17(b)와 같이 화구 중심 부분에서는 폭렬 현상이 심하게 일어나 하부 부분의 박리가 발생하였으며, 강연선의 손상에까지 영향을 미쳤다. 이로 인해 각 슬래브에 설치된 하부 강연선 13개 중 3~6개의 강연선이 끊어졌지만, 부재의 탈락이나 슬래브 붕괴로까지는 이어지지 않았다. 이는 1) 실험체에 설치된 다른 강연선으로의 하중 재분배, 2) 부착식 강연선 파단 이후 부착상태를 유지하고 있는 해당 강연선과 콘크리트로의 길이방향 응력 재분배, 그리고 3) 하단부에 배치된 격자 모양 철근의 하중 지지 능력이 남아있었기 때문인 것으로 평가된다. 따라서, PSC 건물의 텐던 공법별 내화 성능의 평가를 위해, 엑추에이터를 이용한 토핑 자중 및 적재 사용하중에 해당하는 실질적인 가력과 함께 실험실 환경에서 정밀한 측정이 이루어져야 할 필요가 있다. 또한, 격자 철근 배치의 효과도 추가 실험을 통한 고려가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 17 Concrete spalling and delamination