ECC로 피복된 고강도콘크리트 부재의 폭렬억제성능에 관한 연구 A Study on the Anti-Spalling Performance of High-Strength Concrete
Members by covered Engineered Cementitious Composite
이재영†·김재환*·한병찬*·박선규**·권영진***
Jae-Young Lee
†·Jae-Hwan Kim*
·Byung-Chan Han*
Sun-Gyu Park**
·Young-Jin Kwon***
호서대학교 소방방재학과, *(주)AMS 엔지니어링, **기술보증기금, ***호서대학교 소방방재학과 (2008. 1. 31. 접수/2008. 11. 6. 채택)
요 약
본 연구는 HSC의 폭렬제어 및 내화성능 확보 방안 중 하나인, HSC에 내화성능을 갖는 피복층을 형성 하는 방안에 대하여, 피복층을 ECC로 이용하는 경우 이에 대한 화재성상 및 내화특성을 실험적으로 검토 하고, 수열온도 예측 등과 같은 내화설계를 위한 기초자료를 제시하기 위한 것이다. 이를 위하여 HSC 부 재에 대한 내화시험을 실시하였다. 실험변수는 ECC의 피복층 두께(20, 30, 40 mm), 시공방식(라이닝, 보 수)으로 하였으며, 비교 및 검증을 위하여 피복층이 없는 HSC 및 FRCC 2종류의 충전두께의 변화에 따 른 실험을 실시하였다. 도입 화재하중은 ISO 834 기준 3시간 가열곡선으로 하였으며, 각 깊이별 수열온 도, 폭렬 및 균열성상, 중성화깊이를 측정·평가하였다. 실험결과 ECC는 HSC 보다 높은 차열성능을 가 지고 있으며, 폭렬저감성능을 확인 할 수 있었다. 또한 회귀분석을 통하여 ECC를 HSC의 피복층으로 사 용하는 경우에 대한 수열온도 간편 예측식을 제시하였으며, 이에 대한 검증을 실험결과를 통해 수행하였 고 HSC를 이용한 부재에 대한 본 예측식의 적용 방법을 제시하였다.
ABSTRACT
The purpose of this study is to obtain the fundamental fire resistance performance of engineered cementitious composites (ECC) under fire temperature in order to use the fire protection material in high-strength concrete structures. The present study conducted the experiment to simulate fire temper- ature by employing of ECC and investigated experimentally the explosion and cracks in heated sur- face of these ECC. In the experimental studies, 5 HSC specimens are being exposed to fire, in order to exami ne the influence of vari ous parameters (such as depth of layer=20, 30, 40 mm; constructi on method=lining and repairing type) on the fire performance of HSC structures. Employed temperature curve were ISO 834 criterion (3 hr), which are severe in various criterion of fire temperature in build- ing structures. The numerical regressive analysis and proposed equation to calculate ambient temper- ature distribution is carried out and verified against the experimental data. By the use of proposed equation, the HSC members subjected to fire loads were designed and discussed.
Keywords : High-strength concrete, ECC, Fire resistance, Explosive spalling, Fire
1. 서 론
최근 구조물의 대형화, 고층화 추세에 따라 주요 구 조 부재의 효율적인 이용을 위한 콘크리트의 고강도화 및 이러한 고강도콘크리트(High-strength concrete, 이하 HSC)의 사용이 보편화 되고 있다. 한편 국내 현행 법
적 기준에 의하면 콘크리트구조물은 내화재료로써, 각 각의 구조부재별 피복콘크리트의 두께를 일정 이상 확 보할 경우 내화성능을 갖추고 있는 것으로 규정되어
있다.13,14) 그러나 국내외 연구 및 화재사례를 살펴보면
콘크리트가 고강도화 됨에 따라 구조물에 심각한 폭렬 (Explosive spalling)이 발생하며, 종국적으로 구조물의 붕 괴로까지 이어질 수 있다는 결과가 보고되고 있다.15,16) 이는 지금까지 콘크리트가 내화재료라는 인식과 반대
†E-mail: [email protected]
되는 연구결과로써 HSC의 폭렬을 제어하지 못하는 경 우에는 기존의 내화기준에 큰 문제점이 발생할 소지가 있다는 것을 의미한다. 이러한 HSC의 심각한 폭렬을 억제하기 위한 방안 중 하나로 HSC의 표층부에 내화 층을 형성시킴으로써, 화재시 HSC의 수열온도를 저감 하고, 화염에 의한 열적 충격 및 차열 성능을 확보하 는 방안을 들 수 있다. 이때 내화층을 형성하는 소재 는 내화성능은 물론 부착강도 등과 같은 역학적 성능 및 열적 열화되더라도 박리·박락하지 않는 등의 여 러 성능을 만족해야 할 필요가 있다. 폴리비닐알콜 (Polyvinyl Alcohol, 이하 PVA) 섬유나 폴리프로필렌 (Polypropylene 이하 PP) 섬유 등과 같은 합성섬유를 시멘트 체적비 대비 2% 정도 투입하여 제조되는 고인 성 내화모르타르(Engineered Cementitious Composites 이하 ECC)는 화재시 섬유의 용융으로 인한 수증기압 의 저감 및 내화재료의 수열온도 구배완화를 통한 우 수한 내화성능을 가진 신소재이다.17) 특히 ECC는 직 접인장하에서 유사변형경화(Pseudo strain hardening) 및 다수 미세균열(Multiple crack)특성과 함께 3~6%의 인 장 변형능력(Tensile deformability)을 가지며, 균열제어 및 박리·박락 방지, 인장력 부담, 내구성, 내피로 성 능이 매우 우수하기 때문에 내화성능을 향상시키는 경 우 전술한 HSC의 폭렬억제 재료로써 매우 적합할 것 으로 판단된다.18,19)
그러므로 본 연구는 HSC의 폭렬제어 및 내화성능 확 보 방안 중 하나인, HSC에 내화성능을 갖는 피복층을 형성하는 방안에 대하여, 피복층을 ECC로 이용하는 경 우 이에 대한 화재성상 및 내화특성을 실험적으로 검토 하고, 수열온도 예측 등과 같은 내화설계를 위한 기초자 료를 제시하는 것을 목적으로 하였다. 이를 위하여 ECC 피복층의 형태, 치수, 혼입섬유의 종류 등을 실험변수로 내화시험을 실시하여, HSC에 대한 ECC 피복층의 열적 성상 및 수열온도 특성을 분석·평가하였다. 또한 회귀 분석을 통하여 ECC를 HSC의 피복층으로 사용하는 경 우에 대한 수열온도 간편 예측식을 제시하였으며, 이에 대한 검증을 실험결과를 통해 수행하였고 HSC를 이용 한 부재에 대한 본 예측식의 적용 방법을 제시하였다.
2. HSC의 폭렬성상 및 폭렬억제에 관한 기존 연구
화재와 같은 고온상태에서 콘크리트는 그 역학적 성 능이 저하한다는 사실이 1970년에서부터 Abrams1) 및 Schneider2,3) 등에 의해 제기되었으나, 콘크리트의 열전 도율, 비열, 열용량 등과 같은 열적특성이 우수하기 때
문에 최근까지도 내화재료로 인식되었다. 그러나 기술 의 발달과 함께 압축강도 60 MPa 이상의 HSC가 개발 되면서, 기존 보통강도콘크리트(Normal strength concrete, 이하 NSC)의 열적특성과 HSC의 열적특성이 매우 상 이하다는 연구결과가 최근에 제시되고 있다.4-6) 본 연 구로부터 두 재료의 열적특성에 대한 차이점은 수열온 도 100oC~400oC 사이에서의 강도저감 비율의 차이 및 HSC에서의 심각한 폭렬이라 할 수 있다. 기존 연구에 의하면4,5) HSC는 NSC에 비하여 동일온도에서 20~30%
의 강도손실이 더 발생하며, 폭렬현상의 경우는6) HSC 가 NSC에서는 볼 수 없는 심각한 폭렬이 발생한다는 사실이다. 이러한 심각한 폭렬현상은 화재시 피복콘크 리트의 탈락과 함께 보강철근이 화열에 직접 노출되어 수열온도가 급격하게 상승하고, 종국적으로 구조물의 붕괴로 이어질 수 있으며, 그 원인은 콘크리트 내의 잉 여수, 공극압, 충전정도, 실리카흄 등이 제시되고 있으 나 아직까지 그 메커니즘에 대한 정량적인 연구결과는 제시되고 있지 않은 실정이다.7)
이러한 문제 제기를 근거로 폭렬을 억제하기 위한 다양한 연구가 국내외에서 진행되고 있다.8,9) 최근의 연 구를 분석하면 폭렬억제방안으로 1) 표층부의 온도상 승·구배를 저감시키는 방안으로 부재에 내화도료를 도포하거나 내화모르타르 또는 내화보드를 피복하여, 표층부의 온도상승 및 온도구배를 저감시키는 방안,8) 2) 수증기압의 저감과 내부 수분이동을 원활하게 하는 방안으로 콘크리트에 가연성 합성섬유를 혼입하여 열 응력을 완화시키며, 온도 상승 시 섬유의 용융으로 생 긴 내부공극을 내부 수분 이동의 통로로써 활용하는
방안,10,11) 3) 폭렬에 의한 콘크리트의 비산을 방지하는
방안으로 외부에 강판을 부착하거나 표층부에 메쉬근 및 메탈라스를 배치하는 방법,9) 4) 부재의 코어부분은 기존의 고강도콘크리트를 사용하고 피복 부분만을 폭 렬이 발생하지 않는 동일 강도 이상의 재료로 치환함 으로써 콘크리트의 온도를 제어하고 폭렬을 방지하는
방안8,12) 등이 연구되고 있다. 그러나 이러한 일련의 연
구결과는 HSC의 폭렬 억제에 대한 개념적 접근으로 HSC의 피복층을 형성하는 소재에 대한 공학적 특성 및 내화성능 및 설계를 위한 실질적인 연구 자료는 아 직까지 미미한 실정이라 할 수 있다.
3. ECC 피복층에 따른 HSC의 열적성상에 관한 실험
3.1 실험계획
HSC의 폭렬을 제어하기 위한 ECC 피복층 내화성능
및 열적 성상에 관한 실험적 검토를 위하여 Table 1과 같은 시험을 계획하였다. 실험변수는 ECC의 피복 및 피 복두께에 따른 고강도콘크리트의 폭렬억제 및 수열온도 의 특성을 검토하고자 라이닝시공방식(Lining method)으 로 하였으며, 비교 및 검증을 위하여 피복층이 없는 HSC 및 기존 내화 피복층을 형성하는 재료인 섬유보 강콘크리트(Fiber Reinforce Cementitious Composites 이 하 FRCC), 2종류의 충전두께의 변화에 따른 내화특성 을 검토하고자 보수 시공방식(Repairing method)으로 실험을 실시하였다. 실험변수 중 라이닝 시공방식에 대 한 ECC 피복층의 두께는 20, 30, 40 mm의 3종류로 하였으며, 보수 시공방식의 경우는 0(무보수), 50, 100 mm의 3종류로 설정하였다. 또한 도입 화재하중은 ISO 834 기준 3시간 가열곡선으로 하였으며, 각 깊이별 수 열온도, 폭렬 및 균열성상, 중성화깊이를 측정·평가 하였다. Figure 1은 시험체의 개요, 보강철근의 배치 및 열전대의 설치 위치를 나타낸 것이다.
3.2 사용재료 및 배합
본 실험에 사용된 모체콘크리트, ECC 및 FRCC의 배합은 Table 2 및 3과 같다.17) 모체콘크리트는 설계기 준강도 80 MPa의 HSC를 사용하였으며, W/B는 22.5%,
FA/B는 15%, BFS/B는 20%, S/a는 46%로 설정하였다.
ECC는 시멘트매트릭스의 경우 프리믹스형 폴리머시멘 트모르타르를 사용하였으며, Fig. 2(a)와 같은 길이 12 mm, 직경 39 μm(Aspect Ratio=300)의 고장력 PVA 섬 유를 용적 혼입율 2.0 vol.%로 하여 혼입하였다. 비교 및 검증을 위한 FRCC 시험체는 ECC와 동일한 시멘트 메트릭스에 Fig. 2(b)와 같은 길이 15 mm, 직경 39 μm (Aspect Ratio=380)의 PP 섬유를 용적 혼입율 0.8 vol.%
로 하여 혼입하였다.
Figure 1. Basic details of specimens.
Table 1. Li st of Speci mens and Test Program Specimens Cover Depth(mm) fck(MPa)
HSC In-filled materials(mm) &
Location of thermocouples Standard time-
temperature curve Testing item
ECC-1 20
80 Reference to the Fig 1. ISO 834 (3 hr.)
·Time-temperature curve
·Explosive spalling behavior
·Dept. of carbonation(mm)
ECC-2 30
ECC-3 40
FRCC-1 0,50,100 ECC-5 0,50,100
Table 2. Mixture of HSC W/C(%)
Unit weight (kg/m3) Slump flow(cm)
W C FA BFS S G Ad
22.5 168 485 112 149 629 764 8.9 63 Table 3. Mixture of FRCC and ECC
Content W/M (%)
Unit weight (kg/m3) Slump (mm)flow Water Matrix Fiber
(vol.%) ECC 18.5 303 1640 PVA(2.0) 147 FRCC 18.5 303 1640 PP(0.8) 192
3.3 제작방법
시험체의 제작과정은 Fig. 3과 같다. 라이닝 시공방 식인 ECC-1~3 시험체는 크기 450×450×150 mm의 HSC판 부재에 피복두께를 20, 30, 40 mm로 하여 ECC 를 도포하였으며, 보수 시공방식인 ECC-4 및 FRCC-1 의 경우는 크기 450×450×150 mm의 HSC판 부재를 3등분(단위 폭 150 mm)하여 보수두께를 각각 무보수 (0), 100 mm, 50 mm로 변화시켜 충전하였다. 또한 가 Figure 2. Configuration of synthetic fibers.
Figure 3. Process of test program.
Figure 4. Concepts of testing methods and test set-up.
열 시 변수별 내부 수열온도 측정을 위해 K형 열전대 를 매립하였다. 시험체 제작순서는 먼저 모체콘크리트 를 타설하고 7일간 기건 양생하였으며, 이후 피복층 표 면을 브러쉬로 처리한 다음 각 내화재료를 도포 또는 충전하였으며, 이후 재령 28일간 기건 양생을 실시하 여 시험체 제작을 완료하였다. 한편 내화시험은 시험 체 제작 완료 이후 3개월간 외기 중에 존치한 후에 실 시하였다.
3.4 실험방법
시험체의 내화가열시험은 국내 건축구조부재 내화시
험방법20-22)인 KS F 2257-1 및 ISO 834 표준가열곡선
에 준하여 3시간 가열시험을 한국방재시험연구원에서 실시하였다. Fig. 4는 시험체의 내화시험 방법에 관한 모식도 및 비재하 수평가열로에 설치된 시험체의 전경 을 나타내고 있다. 시험시 획득 자료는 가열시간과, 표 준 가열온도, 각 부위에서의 수열온도이며, 가열 종료 후에는 폭렬 및 균열성상과, 시편을 일부 채취하여 중
성화 깊이를 측정하였다.
4. 내화시험 결과 및 분석
4.1 가열곡선 및 수열온도의 관계
Fig. 5는 가열시험 시 피복두께별 내화피복층과 HSC 에서의 가열시간-수열온도 관계를 나타낸 것으로, 피복 층의 라이닝의 경우 피복부의 계면과 50 mm 깊이 지 점, 보수 방식의 경우 깊이 50 mm 지점의 주근과 100 mm 깊이 지점에서 수열온도를 측정한 것이다. 또한 Table 4는 각 시험체의 부위별 수열온도를 시간대별로 정리하여 나타낸 것이다. Fig. 5 및 Table 4로부터 모 든 시험체는 가열시간이 증가함에 따라 수열온도가 상 승하였으며, 거의 동일한 패턴을 보였으나 수열온도 증 가 비율은 차이를 보였다.
각 측정위치에서의 최대수열온도를 살펴보면 다음과 같다. ECC-1~3 시험체의 경우, HSC와 ECC 계면에서의 최대수열온도는 ECC-1, ECC-2, ECC-3이 각각 571oC,
Figure 5. Results of time-temperature curve(lining methods).
Figure 6. Results of time-temperature curve(repairing methods).
519oC, 446oC로 나타났으며, 주 철근에서의 수열온도 는 각각 425oC, 351oC, 321oC로 나타나 ECC 피복층의 두께가 증가할수록 최대수열온도는 낮아짐을 알 수 있 다. 보수 방식의 시험체인 FRCC-1과 ECC-4의 수열온 도 비교에 있어서는, HSC 부분의 경우 깊이 50 mm(No2) 에서 462oC 및 469oC, 깊이 100 mm(No1)에서 각각 309oC, 307oC로 나타나 유사한 것을 알수 있었다. 그 러나 충전층 하부(No4, No5)에서의 수열온도는 각각 247oC, 468oC 및 226oC, 350oC로 나타났다. 또한 No.6 및 No7에서는 동일조건에서 303oC, 446oC 및 279oC, 365oC의 수열온도를 나타냈다. 보수 방식의 시험체에 대한 수열온도 평가 결과, 동일조건에서 피복 또는 충
전이 없는 HSC 부분의 수열온도가 ECC 피복 또는 충 전한 부분보다 높은 수열온도를 나타냈으며, 그 차는 충전층의 깊이가 증가할수록 커지는 경향을 보였다. 한 편 충전부의 수열온도 평가 결과 100 mm 깊이에서의 수열온도는 피복층의 유무에 상관없이 유사한 수열온 도가 측정되었지만, 깊이 50 mm에서는 ECC으로 보수 된 시험체가 FRCC로 보수된 시험체 보다 낮은 수열 온도결과를 나타냈다.
4.2 폭열 및 균열거동
Fig. 7은 가열시험 종료 후 각 시험체의 폭렬성상 및 균열성상을 분석한 것이다. 라이닝 시공방식인 ECC- Table 4. Results of temperature distribution in specimens
Specimens Locations of measurement Depth of measurement (mm) 1 hr. 2 hr. 3 hr.
ECC-1 Covering depth.
20 mm No1.
No2. 20
20+50 130
42 326
208 571
425 ECC-2 Covering depth.
30 mm No1.
No2. 30
30+50 120
40 298
171 519
351 ECC-3 Covering depth.
40 mm No1.
No2. 40
40+50 112
37 281
166 446
321
FRCC-1
Section of HSC No1.
No2. 100
50 50
164 147
321 309
462
Interface No3. 50 131 285 441
Covering depth.
100 mm No4.
No5. 100
50 30
103 124
268 247
468 Covering depth.
50 mm No6.
No7. 100
50 40
91 146
242 303
446
ECC-4
Section of HSC No1.
No2. 100
50 56
160 174
338 307
469
Interface No3. 50 129 299 438
Covering depth.
100 mm No4.
No5. 100
50 26
65 133
182 226
350 Covering depth.
50 mm No6.
No7. 100
50 38
75 140
205 279
365
Figure 7. Surface phenomenon of specimens after tests.
1~3 시험체는 라이닝 두께에 상관없이 심각한 폭렬이 나 유해한 균열, 그리고 들뜸 파괴와 같은 재료분리가 발생하지 않았다(그림 7(a)~(c)). 보수 시공방식인 FRCC- 1과 ECC-4 시험체는 HSC 부분에는 폭렬이 발생하였 으나 충전부에서는 발생하지 않았다. 그러나 FRCC로 충전한 시험체의 경우 50 mm 충전부분과 100 mm 충 전 부분의 계면에서 1~2 mm의 심각한 균열이 발생하 였으며, 50 mm 충전 부분에서는 들뜸 파괴가 발생하 였다(Fig. 7(d)). 이에 반하여 동일조건에 ECC로 충전 한 ECC-4 시험체는 심각한 균열 및 들뜸이 발생하지 않음이 확인되었다(Fig. 7(e)). 이를 통하여 ECC 피복 층으로 단면보수를 실시하는 경우 기존의 FRCC 보수 재료보다 우수한 내화성능 및 고온상태에서 모체와의 일체성을 확보할 수 있을 것으로 판단되었다.
4.3 열적 열화특성 및 중성화 깊이
HSC를 포함한 시멘트계 재료는 화재시 고온상태에 서 화학적·기계적 성능저하가 발생하며, 특히 중성화 등과 같은 열화가 빠르게 진행된다.8,16) Fig. 8은 가열 시험 종료 후 내화피복층 및 충전부 재료의 중성화 정 도를 평가한 것으로 Table 5에 중성화 깊이를 정리하였다.
측정결과 ECC-1~3 및 ECC-4의 ECC에 의한 피복층 및 충전재 중성화 깊이는 7~9 mm로 나타났으며, FRCC 로 보수한 FRCC-4 시험체는 20.4 mm로 나타나 ECC
의 경우가 FRCC-4에 비하여 화재시 높은 중성화 저항 성을 갖은 것으로 평가되었다.
5. ECC 내화층을 갖는 HSC의 내화설계 기법
5.1 수열온도의 평가
ECC 내화층을 갖는 HSC의 내화성능에 관한 평가 및 설계 기법을 제안하기 위해서는 ECC 내화층이 HSC 에 기여하는 폭렬 제어성능과 더불어 온도저감효과를 고려한 수열온도의 평가 방법이 제시되어야 한다. 본 연구에서는 콘크리트 부재의 내부수열온도를 평가할 수 있는 Wickstrom 간편식23)에 대하여, 실험자료를 이 용한 회귀분석을 통하여 ECC 내화층을 갖는 경우에 대한 수정 제안식을 제시하고자 하였다. Wickstrom 간 편식은 다음과 같다.
(1) 여기서 Tc는 콘크리트 내부의 수열온도이며, Tf는 화재 온도를 나타낸다. ηx 및 ηw는 콘크리트 내부의 수열온 도 구배에 영향을 미치는 계수 및 표면 대류계수에 의 한 온도전달 영향 요인 계수로 다음과 같다.
(2) Tc=ηxηwTf
ηw=1 0.0616t– h–0.88
Figure 8. Distributions of Carbonation.
Table 5. Results of Spalling and Carbonation
Specimens Depth of Spalling
Width of Crack Depth of carbonation HSC Lining or in-filled (mm)
ECC-1 - None None 7
ECC-2 - None None 7
ECC-3 - None None 9
FRCC-1 15 mm None 1~2 mm 20
ECC-4 10 mm None Less than 0.1 mm 9
(3) 여기서 th는 가열시간(hr), x는 콘크리트 내부의 수열온 도 깊이(m)를 나타낸다.
Fig. 9는 Wickström 간편식에 의한 HSC의 내부 수 열온도 곡선과 실험에서 나타난 ECC 내화층을 갖는 HSC의 수열온도를 비교한 것으로, 실험에 의한 HSC 내부의 수열온도가 제안식에 의한 수열온도보다 낮게 나타나고 있음을 알 수 있다. 회귀분석에 의한 ECC 피 복층을 갖는 HSC 부재의 내부수열온도 추정을 위한
ηx,ECC는 다음과 같다.
(4) (5) Table 6에 본 연구에서 제안한 ECC 피복층을 갖는 HSC 부재의 내부수열온도 추정 간편식에 의한 수열온 도와 실험결과를 비교하여 나타내었다. 실험값과 제안 식에 의한 수열온도의 비는 0.89~1.11로 모든 부분에 서 10% 내외의 오차를 갖거나 안정적인(Conservative) 결과를 나타내고 있음을 알 수 있다.
5.2 HSC의 내화설계 기법
HSC의 폭렬제어 및 내화성능을 확보하기 위하여 본 연구에서 제안한 ECC 피복층을 HSC 표면에 설치하는 경우, 이를 고려한 내화설계 기법은 다음과 같이 제시 될 수 있다. 그림 10은 HSC를 이용한 복근 직사각형 철근콘크리트 보에 대한 단면 응력분포를 나타낸 것으 로써 부재 하부에 ISO 834 화재 표준곡선에 의한 화 재하중에 작용하는 경우 단면력을 산정하는 식을 유도 하면 다음과 같다.
화재 시 수열온도에 따른 HSC 및 철근의 강도저하 특성을 고려한 단면력은 Fig. 10으로부터,
(6) Mu1 및 Mu2는 각각 다음과 같다.
(7a) (7b)
여기서 fsd,fi(θm) 및 fscd,fi(θm)는 화재 시 인장철근 및 압 축 철근의 강도를 나타낸다. 수열온도가 θm인 인장철 ηx=0.18ln t(h⁄x2) 0.81–
ηx ECC, =0.03thln t(h⁄xECC1.28) 0.01– Tc ECC, =ηxηw ECC, Tf
Mu=Mu1+Mu2
Mu1=As1fsd fi, ( ) zθm ⋅ Mu2=As2fscd fi, ( ) z'θm ⋅ Figure 9. Distributions of Temperature(Wickstrom Equation and test results).
Table 6. Verifications-temperature in Reinforcement
Depth, x (mm)
Temperature
60 min 120 min 180 min
Exp.oC Proposed
Eq. oC Exp./Eq. Exp.
oC Proposed
Eq. oC Exp./Eq. Exp.
oC Proposed
Eq. oC Exp./Eq.
20 3040
130 120112
124.4 110.6 100.8
1.045 1.085 1.111
326 298281
336.7 305.1 282.7
0.968 0.977 0.994
571 519446
584.7 534.1 498.2
0.976 0.972 0.895
근의 강도는 EC224)에 의해 다음과 같으며,
(8) 여기서 Tc는 본 연구에서 제안한 예측 간편식 (5)로 치 환하면 다음과 같다.
(9) 여기서 ηx 및 ηw는 식 (2) 및 식 (4)와 같다. 압축철 근 또한 수열온도에 대하여 식 (8) 및 식(9)와 같이 구 할 수 있다. 그러므로 화재에 노출된 단면의 철근에 대 한 설계강도비 ωk는 다음과 같다.
(10)
여기서 fcd,fi(20)는 상온에서 콘크리트의 압축강도를 나 타내며, bfi 및 dfi는 각각 화재에 노출된 단면의 폭 및 유효깊이를 말한다.
6. 결 론
HSC의 폭렬제어 및 내화성능 확보를 위한, 피복층 을 ECC 내화층으로 형성시키는 방안에 대하여, 본 연 구는 이에 대한 화재성상 및 내화특성에 관한 실험 검 토 및 수열온도 예측 등과 같은 내화설계를 위한 기초 자료를 제시하는 것을 목적을 하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 실험에서의 시간-온도곡선 결과 ECC와 FRCC로 내화피복 및 충전된 부위는 피복되지 않은 고강도콘크 리트 부분 보다 낮은 수열온도 결과가 나타났으며, 두 내화재료 모두 고강도콘크리트 보다는 높은 차열성능 을 갖은 것으로 사료된다.
2) 가열 후 폭렬성상 확인 결과 피복되지 않은 고강 도콘크리트의 폭렬(Spalling)현상을 확인할 수 있었으 며, ECC와 FRCC 피복 및 충전된 시험체의 경우 모두
고강도콘크리트의 폭렬저감성능을 확인 할 수 있었다.
그러나 FRCC의 시험체의 경우 가열시험 중 시험부재 에서 심각한 균열 및 들뜸이 발생한 것이 확인되었다.
3) 가열 후 시험체의 충전부위 일부를 발취하여 중 성화 깊이시험을 실시한 결과 ECC 시험체의 경우 7~9 mm, FRCC 시험체의 경우 평균 20.4 mm의 중성화 깊 이가 측정되었으며, 그 결과 ECC의 경우 고온의 영역 에서 FRCC 보다 높은 중성화 저항성을 나타내었다.
4) 회귀분석을 통하여 ECC를 HSC의 피복층으로 사 용하는 경우에 대한 수열온도 간편 예측식을 제시하였 으며, 이에 대한 검증을 실험결과를 통해 수행하였고 HSC를 이용한 부재에 대한 본 예측식의 적용 방법을 제시하였다.
5) 위 실험 결과 ECC 및 FRCC 모두 내화성능 및 폭렬저감 성능은 확인할 수 있었지만, 기존 내화대책 인 FRCC의 경우 고강도 콘크리트 외부에 충전하는 보 수공법시 심각한 균열이 발생하여 외부 충전공법으로 적용하기 위해서는 지속적인 연구가 뒷받침되어야 할 것으로 사료된다.
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fsd fi, ( ) fθm = sd(720 η– xηw ECC, θm) 470⁄
ωk As1fsd fi, ( )θm
bfidfifcd fi, ( )20 ---
=
Figure 10. Stress distributions of doubly reinforced concrete beam using HSC.
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