2.1 실험체 계획

강재 영구거푸집 보의 내화성능을 평가하기 위하여 총 2개의 실대형 실험체를 제작하였으며, 강재 영구거푸집 보 실험체들의 단면 상세는 Fig. 1에 나타낸 바와 같다. 두 실험체의 길이는 4.7 m, 순경간은 4.0 m이다. Fig. 1(a)∼(c)에는 강재 영구거푸집의 형상을 나타내었다. 거푸집에 사용된 강재는 SGC-295이며, 두께는 1 mm이다. 고정철물에 사용된 강재는 SS275이며, 강재의 두께는 3 mm이다. 강재 영구거푸집의 높이는 440 mm로 적용하였다. 거푸집 리브의 간격을 측면부에서는 최대 170 mm, 하부에서는 200 mm로 설정하였으며, 고정철물의 간격은 300 mm로 계획하였다. B400 실험체의 폭은 400 mm, 깊이는 600 mm 이며, 철근은 단면 상부에 D22(SD400) 3개, 단면 하부에 D22(SD400) 4개를 배치하였다. 또한, 스터럽으로는 D10(SD400) 2개를 150 mm 간격으로 배치하였다. B800 실험체의 폭은 800 mm, 깊이는 500 mm이며, 철근은 단면 상부에 D22(SD400) 5개, 단면 하부에 D22(SD400) 6개를 배치하였다. 스터럽은 D10(SD400) 2개를 150 mm 간격으로 배치하였다. 실험체 제작과정에서 지름 100 mm, 높이 200 mm 크기의 원주형 콘크리트 공시체를 제작하여 실험체와 동일한 조건에서 양생하였다. Table 1에 나타낸 바와 같이 실험 전 측정한 콘크리트의 압축강도는 33.6 MPa이었으며, 실험체에 배치된 철근은 모두 공칭강도보다 높은 강도를 나타내었다.

Fig. 1 Cross-sectional details of specimens

2.2 가력 및 계측 계획

이 연구에서는 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 실험체의 순경간 및 화재노출경간을 4.0 m로 설정하였으며, 실험체 상부면에 4점 가력을 실시하여 강재 영구거푸집 보의 내화성능 실험을 수행하였다. B400 실험체에는 251 kN, B800 실험체에는 312 kN의 하중을 각각 가력하였으며, 이는 모두 하중비 0.4에 해당하는 값이다. 적용된 하중비는 구조설계기준(KDS)에서 제시하고 있는 화재 상황을 고려한 돌발하중(Accidental load) 조합을 기반으로 설정하였으며, 내화성능 실험에서는 이와 같은 하중 조합을 기준으로 부재에 재하되는 하중을 설정하고, 이를 바탕으로 하중비를 정의한다^{(MOLIT, 2021)}. 또한, 기존 내화성능 실험연구에서도 동일한 수준의 하중비가 일반적으로 적용되어 왔다^{(Song et al., 2019; Nour et al., 2022)}.

화재 실험 시 가열로 내부의 온도는 Fig. 3에 나타낸 ISO 834-1 표준화재곡선을 따르도록 제어하였으며, 실제 가열로의 온도이력도 함께 나타내었다. 강재 영구거푸집 보 실험체의 상부면 중심에는 연직방향으로 변위계(Linear variable differential transformer, LVDT)를 설치하여 실험이 진행되는 동안 부재 중앙부의 처짐을 측정하였다. 또한, 강재 영구거푸집 보의 경간 중앙 단면에 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 열전대를 설치하여 화재노출시간에 따른 실험체 단면 내부의 온도분포를 계측하였다. 열전대는 수직 방향으로 인장철근이 위치하는 깊이인 하부로부터 50 mm 지점에 첫 번째 열전대를 배치한 후, 상부 방향으로 100 mm 간격으로 설치하였다. 수평 방향으로는 강재 영구거푸집의 리브 형상에 따라 리브가 형성된 영역과 형성되지 않은 영역에 각각 열전대를 배치하였다.

Fig. 2 Test set-up

Fig. 3 ISO 834-1 standard fire curve

Fig. 4 Measurement of temperature (unit: mm)

2.3 현행 내화성능 평가기준

^{ISO 834-1(1999)} 및 ^{KSF 2257-1(2024)}에서는 화재하중을 받는 구조부재에 대한 3가지 성능기준(차염성, 차열성, 하중지지력)을 제시하고 있다. 차염성은 구조부재가 화염의 관통을 방지 또는 억제하는 능력을 의미하며, 비가열면의 면패드가 착화되는 시간으로 평가한다. 차열성은 실험체가 열의 관통을 제어하는 능력을 의미하며, 화재실험 중 비가열면의 상승온도가 초기온도와 비교하여 평균 140 K 또는 최대 180 K을 초과하면 부재가 차열성 기준을 만족하지 못한다고 판단한다. 하중지지력은 실험 중 실험체가 실험하중에 견디는 시간을 의미하며, 실험하중에 대한 지지능력은 변형량 및 변형률에 의하여 결정된다. 또한, 두 조건 모두를 넘어선 시점을 파괴시점으로 정의하며, 변형률의 성능기준은 변형량이 L/30 (L: 실험체의 스팬 (mm)을 초과한 이후에 적용한다. 한계변형량(D)과 한계변형률(dD/dt)은 Eqs. (1)∼(2)를 이용하여 산정할 수 있으며, 여기서 L은 실험체의 경간 (mm), d는 구조부재 단면의 유효깊이 (mm)를 의미한다.

Eqs. (1)∼(2)에 따라 계산된 B400 실험체의 최대 허용 변형량은 66.7 mm, 변형률 한계는 2.96 mm/min이며, B800 실험체의 최대 허용 변형량은 80.0 mm, 변형률 한계는 3.56 mm/min이다.

3.1 화재노출시간에 따른 온도거동

이 연구에서는 강재 영구거푸집 보 실험체의 내화 목표시간인 180분(10,800초) 동안에 걸쳐 내화성능 실험을 수행하였다. Figs. 5와 6에는 B400 실험체와 B800 실험체의 화재노출시간에 따른 단면 내 온도분포를 나타내었다. Fig. 5에 나타낸 바와 같이 내화 목표시간 180분에 도달한 시점에서 B400 실험체 인장철근 위치의 최고온도는 강판 리브가 없는 위치에서 314.6℃, 강판 리브가 있는 위치(단면 중앙 하부)에서 409.8℃로 나타났다. 이는 부재중심부에 위치한 강판 리브가 열전달 경로로 작용하여 강판 리브가 없는 위치보다 온도가 상대적으로 빠르게 증가한 것으로 판단된다. 또한, 최상단부에 위치한 열전대의 온도상승은 평균 82.6 K, 최대 88.9 K으로 나타났으며, 이는 B400 실험체의 차열성 기준 제한치(평균 140 K, 최대 180 K)에 비하여 매우 낮은 온도상승량이다. 이와 더불어, 비가열면에서의 착화 및 화염도 전혀 관측되지 않았기 때문에 B400 실험체는 차열성 및 차염성 성능 기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 6에 나타낸 바와 같이 B800 실험체의 경우, 내화 목표시간 180분에 도달한 시점에서 인장철근 위치에서의 최고온도는 강판 리브가 없는 위치인 S열과 C열에서 각각 473.8℃, 453.2℃로 나타났으며, 중심부에 위치한 C열에서 비교적 낮은 온도를 나타내었다. 강판 리브가 있는 SR열 인장철근 위치의 최고온도는 514.5℃로 나타났으며, 이는 강판 리브가 없는 위치에 있는 S열과 C열에 비해 상대적으로 높은 온도이다. 이 역시 B400 실험체의 경우와 마찬가지로, 강판 리브가 열전달 경로로 작용하여 강판 리브가 없는 위치보다 온도가 상대적으로 빠르게 증가하였기 때문인 것으로 판단된다. 또한, 최상단부에 위치한 열전대의 온도상승은 평균 24.4 K, 최대 45.2 K으로 나타났으며, B800 실험체의 차열성 기준 제한치(평균 140 K, 최대 180 K)에 비하여 매우 낮은 온도상승량을 보였다. 이와 더불어, 비가열면에서의 착화 및 화염도 전혀 관측되지 않았기 때문에 B800 실험체도 차열성 및 차염성 성능 기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 7(a)와 7(b)는 실험 종료 후 실험체의 상태를 나타낸 것이다. B400 실험체는 하부 강재 영구거푸집이 손상 없이 유지된 반면, B800 실험체는 하부면에서 거푸집 일부가 열에 의해 분리되며 파손되는 현상이 발생하였다. 이로 인해 B400 실험체는 화염이 거푸집에 먼저 닿고, 이후 거푸집을 통해 콘크리트 내부로 열이 전달되는 경로가 형성된 반면, B800 실험체는 거푸집 파손 부위를 통해 화염이 콘크리트 표면에 직접 닿는 조건이 발생하여, 내부로의 열전달이 상대적으로 빠르게 이루어진 것으로 판단된다. 결과적으로, B800 실험체는 B400 실험체보다 단면이 더 큼에도 불구하고, 이와 같은 실험 중 조건 차이로 인해 내부 온도가 더 빠르게 상승하는 결과가 나타난 것으로 판단된다.

Fig. 5 Temperature behavior of B400 specimen over fire exposure time

Fig. 6 Temperature behavior of B800 specimen over fire exposure time

Fig. 7 Condition of the specimens observed after experiments

3.2 화재노출시간에 따른 처짐거동

Fig. 8은 강재 영구거푸집 보 실험체들의 화재노출시간에 따른 수직처짐을 나타낸 것이다. Fig. 8(a)에 나타낸 바와 같이 B400 실험체의 처짐이 화재노출시간에 따라 거의 일정하게 증가하는 양상을 보였으며, 최종적으로 내화 목표시간 180분에 도달할 때까지 한계처짐량(66.7 mm)의 약 58.5% 수준인 39.0 mm의 처짐이 발생하였다. Fig. 8(b)에 나타낸 바와 같이 B800 실험체의 처짐도 화재노출시간에 따라 일정하게 증가하였으며, 최종적으로 내화 목표시간 180분 시점에서 한계처짐량(80.0 mm)의 약 54.0% 수준인 43.2 mm의 처짐을 보였다.

Fig. 8 Deflection according to exposure time

4.1 해석개요

Fig. 9은 해석모델의 명명법과 상세를 나타낸 것이다. Fig. 9(a)에 나타낸 바와 같이 B400-L0.4 해석모델의 경우에는 B400 실험체 단면에 하중비 0.4가 적용된 해석모델을 의미하며, B400-L0.4 및 B800-L0.4 해석모델은 이 연구에서 수행된 내화실험과의 비교를 통하여 해석모델의 정확성을 검증하기 위한 모델이다. Fig. 9(b)에 나타낸 바와 같이 비선형유한요소해석은 실제 내화실험의 절차와 동일하게 먼저 강재 영구거푸집 보 상부에 하중을 재하한 후 온도하중을 적용하는 순서로 진행하였다.

Fig. 10에 나타낸 바와 같이 강재 영구거푸집, 고정철물, 콘크리트 및 철근은 솔리드 요소(Solid element) 중 온도해석과 구조해석이 동시에 가능한 C3D8T 요소를 사용하여 모델링하였다. 또한, 해석모델에서 콘크리트와 철근, 콘크리트와 고정철물의 접촉 조건은 완전부착거동으로 간주하여 임베디트 옵션 (Embedded option)을 적용하였으며, 거푸집과 고정철물간의 용접은 타이 옵션 (Tie option)을 활용하여 구현하였다. 부재의 양 단부는 실제 실험조건과 동일하게 단순지지로 모델링되었으며, 강재 영구거푸집 보의 상부에 4점 가력하였다.

Fig. 11에는 해석모델의 열적 경계조건을 나타내었다. 화재 노출면인 강재 영구거푸집 하부와 측면에는 Fig. 3에 나타낸 ISO 834-1 표준화재곡선을 적용하였으며, 이 때 열방사도와 대류 열전달 계수는 ^{Eurocode 1(2002)}과 ^{Eurocode 2(2004)}를 기반으로 각각 0.7, 25 W/m²K으로 적용하였다. 화재에 직접적으로 노출되지 않은 보의 상부에는 상온에 해당하는 20℃를 적용하였으며, 열방사도와 대류 열전달 계수는 각각 0.7, 4 W/m²K을 사용하였다.

Fig. 9 Schematic description of analysis model

Fig. 10 Boundary and interaction conditions

Fig. 11 Thermal boundary conditions (sectional view)

4.2 재료모델

해석모델에서 콘크리트와 철근의 강도는 Table 1에 나타낸 재료시험강도 결과를 그대로 적용하였으며, 강재 영구거푸집과 고정철물의 항복강도는 각각 295 MPa, 275 MPa를 적용하였다. 또한, Concrete Damaged Plasticity(CDP) 모델^{(Hurley et al., 2015)}을 활용하여 콘크리트의 소성 및 손상 거동을 모사하였으며, 콘크리트의 구성법칙(Constitutive law)으로는 Popovics 모델^{(Collins and Mitchell, 1991)}을 적용하였다. 철근 및 강재의 응력-변형률 관계는 이선형(Bi-linear) 모델을 적용하였다.

콘크리트와 강재의 열 및 기계적 물성치는 온도가 증가함에 따라 변화된다. 재료의 열적 물성치로는 열전도율, 비열, 열방사도 등이 있으며, 기계적 물성치로는 밀도, 프와송비, 응력-변형률 관계 등이 있다. Figs. 12-13에 나타낸 바와 같이 이 연구에서는 ^{Eurocode 4 part 1-2(1994)}에서 제시하고 있는 콘크리트와 강재의 열 및 기계적 물성치를 적용하였다.

Fig. 12 Thermal and mechanical properties of concrete

Fig. 13 Thermal and mechanical properties of rebar and steel

4.3 해석결과

Fig. 14 및 Fig. 15는 각각 B400 및 B800 해석모델의 단면 내 온도 분포를 나타낸 것이다. 인장철근 위치인 하부 50 mm 지점에서의 해석 결과는 B400 해석모델의 경우에는 S열에서 597.2℃, C열에서 545.1℃, B800 해석모델의 경우에는 S열에서 458.4℃, SR열에서 558.1℃, C열에서 449.2℃로 나타났다. 해석 결과는 전반적으로 실험보다 온도가 다소 높게 도출되었으며, 이는 해석에서 거푸집과 콘크리트 간의 완전결합조건을

통해 두 재료 간 열전달이 실험보다 더 직접적으로 이루어진 결과로 판단된다. 또한, 실험과 동일하게 리브가 존재하는 구간에서 상대적으로 높은 온도를 나타내었으며, 해석에서는 B800 해석모델의 온도가 B400 해석모델보다 낮게 나타났다. 이는 B800 해석모델의 단면이 더 넓어 열용량이 크고, 이에 따라 동일한 열하중 조건 하에서도 온도상승 속도가 상대적으로 완화되었기 때문으로 판단된다.

Fig. 16은 B400 및 B800 실험체의 부재 중앙부 처짐에 대한 실험결과와 해석결과를 비교하여 나타낸 것이다. 해석모델은 Fig. 16(a)에 나타낸 바와 같이 B400 실험체에서 화재하중에 의해 발생한 처짐과 매우 유사한 해석결과를 제공하였으며, 최종적으로 내화시간 180분에 도달한 시점에서 해석과 실험으로부터 도출된 처짐의 차이는 약 0.4 mm에 불과하였다. Fig. 16(b)에 나타낸 바와 같이 B800 실험체의 경우에도 해석모델은 실제 실험체의 내화거동을 대체로 유사하게 모사하였으며, 해석모델에 의해 예측된 최종 처짐은 약 42.6 mm로써 실험결과(43.2 mm)를 비교적 정확하게 예측하였다.

Fig. 17은 화재노출시간 및 하중비에 따른 강재 영구거푸집 보 해석모델의 수직처짐을 나타낸 것이다. Fig. 17(a)에 나타낸 바와 같이 B400 해석모델에서 화재노출시간에 따라 처짐이 점진적으로 증가하다가, 하중비에 따라 약 120∼140분 시점 이후에는 급격히 증가하는 양상을 보였다. 화재노출시간 180분일 때, 하중비 0.5, 0.6, 0.7 및 0.8에서 최대 처짐은 각각 53.1 mm, 80.0 mm, 112.7 mm, 147.5 mm로 나타났다. 하중비가 0.4와 0.5인 경우에는 하중지지력 기준(66.7 mm)을 만족하였으며, 하중비가 0.6 이상인 경우에는 하중지지력을 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

Fig. 17(b)에 나타낸 바와 같이 B800 해석모델의 처짐은 화재노출시간 180분까지 점진적으로 증가하였으며, 하중비 0.5, 0.6, 0.7 및 0.8에서 각각 51.0 mm, 58.7 mm, 66.1 mm, 73.3 mm로 나타났다. B800 해석모델의 경우에는 하중비 0.4부터 0.8까지 모두 하중지지력 기준(80.0 mm)를 만족하였다. B800 해석모델은 B400 해석모델과 비교하여 동일한 하중비에서도 상대적으로 적은 처짐을 나타내었다. 이는 B800 해석모델이 더 넓은 단면 폭을 가지므로 부재의 열용량이 증가하여 온도 상승 속도가 완화되고, 이에 따라 강재 및 콘크리트의 기계적 성질 저하가 지연되었기 때문으로 판단된다.

한편, 하중비 증가에 따른 해석결과를 비교한 결과, B400 해석모델의 경우 하중비 0.6 이상부터 처짐이 가속적으로 증가하는 비선형 거동을 나타내었다. 이는 B400 해석모델의 단면 내부 온도 수준이 상대적으로 높아서 고온 하중 하에서 철근 및 콘크리트가 재료의 소성 영역에 도달하는 범위가 확대되었고, 그로 인해 유효 강성이 저하되면서 처짐이 급격히 증가한 것으로 판단된다.

Fig. 14 Temperature behavior of B400 analysis model

Fig. 15 Temperature behavior of B800 analysis model

Fig. 16 Comparison of measured and computed deflections

Fig. 17 Mid span deflection according to exposure time