비대칭 H형강 합성보의 단면형상변화에 따른 온도특성 및 화재거동에 관한 실험적 연구
An Experimental Study on the Fire Resistance behaviour of Asymmetric Slimfloor Beam According
to Cross Section Shape Variation
김형준·김흥열·이재승*†·권기혁**·여인환
Hyung-Jun Kim · Heung-Youl Kim · Jae-Sung Lee*† · Ki-Hyuck Kwon** · In-Hwan Yeo 한국건설기술연구원, *한남대학교, **서울시립대학교
(2011. 10. 21. 접수/2011. 12. 28. 수정/2012. 2. 10. 채택) 요 약
비대칭 H형강이 콘크리트에 매립되어 화재에 노출되는 일반 합성보에 비하여 내화성능이 높은 슬림플 로어 공법에 대한 화재거동특성을 분석하고, 이를 기반으로 내화성능을 향상시킬 수 있는 최적 단면형상 조건을 도출하고자 연구를 수행하였다. 단면형상은 휨 성능을 증진시킬 수 있는 웨브 보강과 화재에 직접 노출되는 하부플랜지의 보강 방안에 대하여 화재실험을 진행하였으며, 무 보강조건과 형상변화시에 발생 하는 합성플로어의 처짐을 비교 분석하여 효과적인 단면형상 설계조건을 도출하고자 하였다. 실험결과 웨 브 보강방안에 비해 하부플랜지 보강시 내화성능 향상효율이 더 높은 것으로 나타났으며, 이는 화재에 직 접적으로 노출되는 하부플랜지 부분에 보강을 하는 것이 급격한 온도상승으로 인한 강도저하로 인해 발생 하는 변형을 보다 효율적으로 제어하기 때문으로 판단된다.
ABSTRACT
The temperature development of a structural element is dependent on section factor, which is esti- mated as a ratio of the fire-exposed perimeter to the cross-section area. Hence, with the higher section factor, the faster temperature development of the section os observed. Composite beam member, par- tially embedded asymmetry H beam, has a good fire resistance to the cross-section. The study was intended to conduct with change with section factor. The experimental result of section type which the Slim Beam Floor is bottom flange reinforced method.
Key words : Fire, Slim floor, Asymmetric H beam, Cross section, Fire resistance
1.
서 론
본 연구는 비대칭 H형강이 부분적으로 콘크리트 슬 래브에 매립됨으로써 구조형상 측면에서 화재에 대한 내화성능을 확보할 수 있는 깊은 춤 슬래브와 연동된 구조공법을 대상으로 한다. 또한 고층에 적용할수록 슬 림플로어 공법의 층고절감 효과를 극대화 할 수 있다.
이에 본 연구에서는 비대칭 H형강의 단면형상을 변화 시킴으로써, 비대칭 H형강을 적용한 슬림플로어 보의
화재거동 및 온도특성을 분석하여 KS F 2257-11)에 의 거한 내화성능을 분석하고자 하였다.
1.1 연구대상 공법의 정의
슬림플로어 시스템은 형강 보의 형태에 따라 Figure 1과 같이 3가지 형태로 분류될 수 있으며, Figure 1(a) 와 (b)는 일반 H형강과 각형강관을 하부에 판재를 현 장에서 용접하여 사용하므로 추가적인 공정 및 자동화 용접설비가 필요하다는 단점이 있다. 본 연구대상의 구 조공법인 Figure 1(c)의 경우는 압연형강 형태로 공장 에서 제작되고 있으므로, 공기단축 및 대량생산으로 인
†E-mail: [email protected]
한 수급이 가능 할 것으로 판단된다. 본 연구대상 공 법은 비대칭 H형강과 Deep Steel Deck를 활용하여 구 성하는 합성구조 시스템으로, 상부플랜지 보다 하부 플 랜지가 110 mm 정도 넓은 비대칭 H형강을 적용한 층 고 절감을 위한 슬림플로어 형태의 바닥보 전용 공법이다.
1.2 연구목적 및 범위
화재조건에서 구조물 단면의 온도상승은 화재에 대 한 노출단면적 대비 전달된 열량을 흡수할 수 있는 체 적의 비율을 기반으로 평가할 수 있으며, 이러한 노출 형상비가 크면 단면의 온도상승이 발생하게 된다. 이 러한 형상비를 고려한 비대칭 H형강을 활용한 슬림플 로어 보의 경우, 상대적으로 열전달 속도가 낮은 콘크 리트에 강재가 매립된 형상으로 설계되어 화재조건에
서 강재의 강성저하를 최소화 할 수 있는 형상으로 설 계되었다. 다만 비대칭 H형강의 하부플랜지는 화재에 직접적으로 노출되므로, 이 부분에 대한 강성을 확보 하기 위해 플랜지의 두께를 조정하는 방안과 보 부재 의 휨 성능을 향상시키기 위한 웨브 부분의 두께를 조 정하여 가장 효율적인 내화성능 향상방안을 도출하고 자 하였다.
이를 통해 2006년부터 허용되고 있는 단면형상설계 개념인 KS F 28482)기준을 기반으로 단면형상을 조정 하여, 합성플로어 시스템의 내화성능 평가를 KS F
2257-1에 의해 수행하였다. 이를 기반으로 합성보의 법
정 요구내화시간에 따른 효과적인 내화성능 확보가 가 능한 단면형상조건을 마련하고자 하였다.
2.
국내기술 및 연구동향
초고층 건물에 적용할 경우 층고절감 효과가 있는 비대칭 H형강을 적용한 슬림플로어 공법을 건설현장 에 적용하기 위해서는 내화성능 검증이 필요하다. 이 에 이러한 공법의 화재거동에 관한 연구가 다음과 같 이 진행되었다.
2.1 합성보 구조공법의 국내 기술동향
Figure 2에 나타낸 바와 같이 국내에서 연구된 합성 Figure 1. The type of slim beam floor.
Figure 2. The type of slim beam floor in Korea.
보에는 iTECH 합성보, TSC 합성보, TU 합성보가 있 으며, 토목 분야의 교량에 주로 사용되고 있는 다양한 형태의 합성보들이 있다. Figure 2(a)와 같은 iTECH 합 성보는 기존에 파형 TEC-Beam과 A-TEC 합성보를 발 전시켜 완성된 형태로, 층고절감·모멘트 접합 가능·
철골 물량 절감·일체성 및 연속성 확보, 웨브 개구부 의 설비공간 활용 등의 많은 장점을 가지고 있다.3) Figure 2(b)에 나타낸 TSC 합성보는 기둥이나 보의 외 곽 구석에 형강이나 형강을 배치하고 그 사이를 철근 래티스로 조립한 후 외곽 면에 내화피복을 겸하는 영 구 거푸집을 설치하여 콘크리트를 타설하는 강합성 콘 크리트 구조에서 시작된 후 수정 발전되어 현장에 적 용된 합성보이다.4) TU 합성보는 Figure 2(c)와 같이 비 대칭 절곡 강판을 서로 맞대어 용접된 형태로서 높이 조절 및 모멘트 접합 용이한 장점이 있다.5)이 외에도 Figure 2(d)와 같이 철골 보에 미리 설계하중을 재하시 킨 후 철골 보의 하부 플랜지에 고강도 콘크리트를 타 설하여 콘크리트에 압축 프리스트레스를 도입하는 프 리플렉스 합성보와 I-Girder의 둘레 형상으로 제작된 강재 내에 PS강재를 배치하고 콘크리트를 타설한 SCP 합성공법, Steel Box Girder 및 파형강판 웨브 등의 토 목구조용 합성보등이 있다.6)이러한 합성 보는 주로 대 형 교량에 적합하게 개발되었으며, 모멘트 접합에 대 한 고려가 없어서 건축물에 적용하는 데에는 많은 한 계들이 있다.
2.2 대상공법의 내화연구 동향
대상 공법인 비대칭 H형강을 적용한 합성보의 경우, 화재시 취약한 철골부재가 콘크리트에 매립되어 있는 형상으로 인해 타 구조 공법에 비해 내화성능이 높은 구조이다. 이에 대상공법의 내화성능을 검토하기 위한 연구가 활발히 진행되고 있다. “비대칭 H형강 슬림플 로어 보의 내화성능에 관한 실험적 연구” 논문에서는 무피복 조건에서 하중비에 의한 내화성능에 관한 연구 가 진행되었다. 이 연구에서는 하중비에 의한 영향성 을 분석하였으며, 공칭모멘트 대비 하중비 0.4에서 가 장 경제적인 내화성능이 나오는 것으로 연구결론을 도 출하였다.7)
“내화피복된 비대칭 H형강을 적용한 슬림플로어 보 의 재하가열조건 화재거동에 관한 실험적 연구”에서는 동일 하중비 조건에서의 피복에 의한 영향성을 분석하 였다. 분석결과 하부플랜지에 90분 내화뿜칠재를 도포 할 경우 180분의 내화성능이 도출되었고, 90분 내화도 료를 도포할 경우 도료의 부착강도가 지속되지 못하여 157분의 내화성능이 나오는 것으로 결론을 도출하였다.8)
이에 본 연구에서는 비대칭 H형강의 단면형상 변화를 위해 웨브 2배 보강과 하부플랜지 2배 보강에 대한 변 수를 토대로 내화성능의 변화를 분석하고 자 하였다.
3.
내화실험계획
고온 화재시 하중을 받는 비대칭 H형강 합성보의 단 면형상조건을 변화시켜서, KS F 2257-1에 의거한 내 화성능을 평가하고자 다음과 같이 합성보의 실험체 제 작 및 실험변수로 내화실험을 수행하였다.
3.1 실험체 재료물성 및 실험계획
대상연구의 실험체는 현재 건설현장에 적용되는 재 료물성을 적용하여 제작하였다. 콘크리트의 재료강도 는 Table 1과 같은 배합비로 압축강도 24MPa를 적용 하였으며, 강재는 Table 2와 같은 SS400강재로 압연 비 대칭 H형강을 사용하였다. 또한 콘크리트 슬래브는 Deep-deck를 활용하여 보 춤을 낮추는 효과를 반영한 슬림플로어 형태로 실험체를 제작하였다.
3.2 실험변수 계획
단면형상을 조정한 슬림플로어 공법의 내화성능을 검증하기 위하여, 일반 형상의 실험체인 S-1과 일반실 험체 대비 웨브 두께를 14 mm에서 28 mm로 증가시킨 S-2와 플랜지 두께를 22 mm에서 45 mm로 보강한 S-3 의 내화실험을 수행하였다. 실험체 길이는 4.5M로 제 작하였으며, 가열면 길이는 4M, 지점길이는 4.2M로 KS F 2257-1에 의거하여 제작하였다. 실험 하중은 단 면형상에 따른 단면소성모멘트를 계산하고 설계모멘트 를 선정하여, 설계모멘트 하중의 40 %를 4지점으로 재 하하였다. S-3 실험체에 비해 S-2 실험체의 하중이 더 높은 조건으로 내화실험을 수행하였는데, 이는 기본실 Table 1. Mixing Ratio of Concrete Slab
fck (MPa)
W/C (%)
S/a (%)
Unit Content (kg/m3) Cement Sand Gravity
(19 mm) Water SP (%) 24 47.2 46.8 341 874 993 161 1.02
Table 2. The Result of Tensile Test Specimen
Yield Stress (Mpa)
Yield Strength
(N)
Tensile Stress (Mpa)
Elongation (%) SS400 291.26 73149.35 437.67 21.55
험체의 웨브와 플랜지 두께의 차이 때문에 발생하게 된다. 기본실험체의 경우 웨브부분이 하부 플랜지 두 께의 약 절반으로 설계되었다. 그러나 S-2 실험체의 경 우 웨브를 2배로 증가시켜서 플랜지 두께와 거의 유사 한 두께로 보강하였기 때문에 단면소성모멘트가 S-3보 다 크게 계산되었다.
실험체 단면형상변화에 따른 국부좌굴의 영향을 고 려한 판폭 두께비를 계산한 결과는 Table 4와 같으며, 계산결과 모든 부재가 판폭두께비 이내로 만족하였다.
대상실험체는 비구속판 요소로서 KBC 2009의 표
0702.4.1를 준용한 제한값인 콤팩트 단면조건으로 제작
하여 내화실험을 진행하였다.
3.3 실험체 제작 상세
단면 형상조건은 Figure 3과 같은 조건으로 기본형 상조건에서 웨브와 하부플랜지를 보강한 형태로 제작 하였으며, 열전대는 보의 중앙부에 총 16개를 설치하였다.
비대칭 H형강의 상부플랜지에는 총 3개를 설치하였 으며, 웨브 부분에는 4개를 설치하여 열전달 특성을 분 석하고자 하였다. 또한 하부플랜지에 4개를 설치하여 실 변수별로 평균온도를 비교할 수 있게 Figure 4와 같 이 설치하였다. 강재에의 열전대 설치는 KS F 2257-1 의 설치방법에 의거하여 드릴링을 통한 사전에 정착깊 이를 확보한 이후에 K-Type 1 mm 열전대를 설치하였 다. 또한 콘크리트의 깊이별 온도변화를 측정하기 위 하여 S-2와 S-3에 열전대를 설치하여 온도를 측정하였다.
4.
실험결과
비대칭 H형강의 부위에 따른 온도변화를 분석하고 자 하였으며, 이에 따른 단면형상 변화에 따른 중앙부 Table 3. The Condition of Specimen Shape and Load Ratio
Specimen Loading (Ton)
Load Ratio (%)
Speciemn Size (mm)
Cross Section
S-1 36.66
40
320 × 236 ×
346 × 14 × 22 Normal
S-2 64.85 320 × 236 ×
346 × 28 × 22
Web Twice Reinforcement
S-3 58.84 343 × 236 ×
346 × 14 × 45
Bottom Twice Reinforcement
Table 4. The Width-thickness Ratio of Specimen Shape Specimen b/tf [Flange] h/tw
[Web]
p
Bottom Top Flange Web
S-1 7.86 5.36 19.71 8.23 37.03
S-2 7.86 5.36 9.86 8.23 37.03
S-3 3.84 5.36 19.71 8.23 37.03
Figure 3. The detail design of specimen.
처짐 변화를 통해 내화성능을 평가하고자 실험을 수행 하였다.
4.1 단면현상 변화에 따른 부위별 온도변화
비대칭 H형강의 부위별 온도변화를 실험체 변수별 로 측정하였으며, 온도에 의한 부위별 영향성을 분석 하고자 하였다.
4.1.1 기본 실험체의 부위별 온도변화[S-1]
콘크리트에 매립되어 있으며, 가열면으로부터 가장 이격되어 있는 상부플랜지의 온도를 측정하기 위해 TC 1~3을 설치하였다. 온도측정 오차를 줄이기 위해 3개 의 열전대의 평균으로 상부플랜지의 온도를 분석한 결 과, 가열 후 85분에 최대 134oC로 안정적인 온도가 측 정되었다. 웨브의 중앙부와 하부플랜지와 10 mm~30 mm 이격된 웨브의 온도인 TC 4~7을 평균한 결과, 최대온 도는 466oC로 가열후 약 66분 이후에 400oC를 넘는
것으로 Figure 5와 같이 나타났다.
또한 직접적으로 노출되는 하부플랜지의 온도는 TC 8~11이었으며, 이에 대한 평균온도로 분석한 결과 실 험 시작 후 85분에 최대 888oC까지 상승하였다.
4.1.2 웨브보강 실험체의 부위별 온도변화[S-2]
실험체 S2의 경우, 웨브하부 1/4지점에 설치한 열전 대의 온도상승으로 인해 가열 후 90분 이후에 웨브의 온도가 하부플랜지와 거의 유사하게 상승하였다. 이는 무 피복으로 인한 하부플랜지의 온도가 약 90분 이후 에는 열전달 속도가 높아지면서 급격하게 발생하게 되 기 때문으로 판단된다. 콘크리트에 매립된 상부플랜지 의 경우, 가열 후 120분 이후에도 200oC 내외로 안정 적이 온도로 Figure 6과 같이 계측되었다.
이러한 부위별 전열특성을 통해 비대칭 H형강의 경 우, 웨브와 하부플랜지에의 온도에 의한 영향이 상부 플랜지에 비해 약 4배 이상 발생하게 되므로 이에 대 한 강도 및 두께의 보강을 할 경우 내화성능을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
4.1.3 하부플랜지 보강 실험체의 온도변화[S-3]
하부플랜지 보강 실험체의 경우, 강재의 전열특성이 높기 때문에 웨브보강 실험체와 거의 유사한 부위별 온도변화를 나타내고 있다. 가열후 90분부터 유사하게 웨브 1/4지점의 온도에 의해 하부플랜지의 온도에 근 접하게 상승하고 있으며, 가열후 110분 경에 하부플랜 지의 온도로 상승하는 것으로 나타난다. 이는 가열로 에 직접적으로 노출되는 하부플랜지의 온도가 웨브의 중앙부 아래 부분인[Figure 4의 TC4~TC7]까지의 부분 에 직접적으로 열을 전달하게 되면서 하부플랜지의 온 Figure 4. The installation of thermo-couple.
Figure 5. The temperature of specimen-1.
Figure 6. The temperature of specimen-2.
도와 유사하게 높은 온도상승의 경향이 나타나게 되는 것으로 판단된다. 하부플랜지와 웨브의 온도는 가열 후 150분경에 최대 850oC 내외로 나타났으며, 상부플랜 지의 경우엔 285oC 안정적인 온도를 유지하는 것으로 Figure 7과 같이 나타났다.
강재 부위의 온도변화는 단면형상조정에 의한 영향 성이 크게 없는 것으로 판단되며, 이는 동일한 가열면 과 강재의 높은 전열특성으로 인한 것으로 판단된다.
4.1.4 단면변화에 따른 온도변화 비교[S-1, 2, 3]
단면변화에 따른 상부플랜지의 온도(TC 1~3)변화를 비교한 결과, 가열 후 30분까지는 유사한 온도분포가 발생하게 되나 가열 후 60분에는 기본실험체만 약 10oC 정도 더 높게 나타났다. 이는 콘크리트에 매립되어 화 염에 노출되는 하부플랜지에서부터의 열전달에 의한 온도상승이 발생하게 되는 상부플랜지의 특성으로 인 한 것으로 판단된다. 또한 가열 후 85분경에는 화염에 직접적으로 노출되는 하부플랜지 2배 실험체에 비해 콘크리트에 둘러싼 웨브2배 보강실험체의 웨브부분에 서 약간의 온도상승제어효과로 인해 상부플랜지의 온 도가 하부플랜지 2배 보강 실험체에 비해 낮게 나타나
는 것으로 분석된다.
단면변화에 따른 웨브부분의 중앙부 하단(TC 4~7) 의 온도변화를 비교한 결과, 가열 후 30분까지는 무보 강 실험체가 보강실험체에 비해 약 100oC 정도 상승 하는 것으로 나타났다. 웨브 중앙부 하단의 온도의 경 우 하부플랜지 2배보강 실험체보다 웨브 2배 보강 실 험체가 약간씩 높은 것으로 나타났는데, Table 5의 상 부플랜지의 보강에 따른 온도변화와 상반되는 경향성 으로 분석된다. 이러한 원인은 Table 6의 경우 웨브의 중앙부 하단의 온도를 기준으로 분석하였기 때문이며, 중앙부 하단의 경우 화염에 노출되는 하부플랜지와 근 접한 위치이기 때문의 웨브 2배의 효과보다는 하부플 랜지 2배로 인한 온도상승 제어가 높기 때문으로 판단 된다. 그러나 전체 웨브의 상부까지 포함한 웨브의 평 균온도의 경우 Table 5의 상부플랜지의 온도로 판단 할 수 있으며, 하부플랜지 2배 실험체에 비해 웨브 2배 실 험체가 조금더 낮은 온도가 나타나는 것으로 판단된다.
화염에 직접적으로 노출되는 하부플랜지(TC 8~11) 의 경우, 보강이 없는 기본실험체만 약 200oC 정도 높 게 Table 7과 같이 나타난다. 가열 후 85분 지점에서 는 S-1 실험체의 하중재하에 의한 강재의 변형율이 S- 2 및 S-3에 비해 약 3 mm/분 정도 크게 발생하게 되 므로, 하중에 의한 강재의 변형율 증가 및 콘크리트 균 열증가로 인한 열침투 현상에 의한 것으로 판단된다.
합성보의 온도는 KS F 2257-6의 평가기준에서는 비 재하조건에서의 강재보의 온도로 평가하므로 콘크리트 의 깊이별 온도변화가 내화성능평가에서는 중요하지 않다. 그러나 본 연구에서는 향후 수행할 수치해석에 Figure 7. The temperature of specimen-3.
Table 5. The Temperature Change of Top Flange in Fire Test
Specimen Temperature [oC]
30 min 60 min 85 min 120 min 150 min
S-1 43 102 134 - -
S-2 33 089 107 153 -
S-3 36 088 124 181 241
Table 7. The Temperature Change of Bottom Flange in Fire Test
Specimen Temperature [oC]
30 min 60 min 85 min 120 min 150 min
S-1 579 808 888 - -
S-2 377 591 674 792 -
S-3 325 571 666 789 836
Table 6. The Temperature Change of Web in Fire Test Specimen Temperature [oC]
30 min 60 min 85 min 120 min 150 min
S-1 220 376 466 - -
S-2 131 257 313 774 -
S-3 101 212 291 799 860
대한 기초 데이터를 확보하고자 단면 형상이 변화된 실험체를 기준으로 콘크리트 깊이별 온도변화를 측정 하였다. 측정결과 하부플랜지 보강 실험체가 웨브보강 실험체에 비해 약간 낮은정도로 나타나는 경향으로 Table 8과 같이 나타났다. 이는 하중재하에 의한 하중 지지성능이 제어되어서 콘크리트 균열 폭이 적게되어 발생되는 현상으로 판단된다.
4.2 단면형상에 따른 내화성능의 변화
실험결과, 기본실험체와 비교할 때 단면의 웨브 2배 보강 실험체는 126분의 내화성능으로 최대처짐은 198.6 mm가 측정되었으며, 단면의 하부플랜지 2배 보 강 실험체의 내화성능은 157분으로 최대처짐 280.2 mm 로 도출되었다.
웨브 보강 실험체에 비해 하부플랜지의 보강시 내화
성능이 약 31분 증가하는 것으로 나타났다. 이는 비대 칭 H형강 부위별 온도의 시간에 따른 상승경향성과 120분 전후까지의 처짐변화가 유사하였기 때문에 단면 형상 조정에 따른 처짐의 제어효과로는 판단하기 어렵 다. 다만 일반적인 H형강에서의 휨에 의한 저항을 웨 브보다는 플랜지가 부담한다는 특성을 고려할 경우, 하 부 플랜지를 2배 보강한 실험체가 Figure 8과 같이 약 34분 정도의 내화성능이 더 나온 것으로 판단된다. 그 러므로 웨브보강 실험체 대비 하부플랜지 보강실험체 가 내화성능이 더 높은 것으로 분석된다. 이는 내화성 Table 8. The Temperature Change of Concrete in Fire Test
[Time: 120 min]
Specimen Concrete Depth
10 mm 20 mm 30 mm 40 mm 50 mm
S-2 804 644 580 469 140
S-3 770 708 449 454 124
Figure 8. The deflection of S-1, 2 and 3.
Figure 9. The result of fire test [S-1, 2 and 3].
능을 판단하는 KS F 2257-1의 분당 변형율 초과 시간 이 지연되기 때문으로 Figure 8의 S-3과 같은 가열 후 120분 이후에도 낮은 분당 변형율에 의해 내화성능이 보다 상승하였다.
5.
결 론
비대칭 H형강의 단면형상 변화에 따른 내화성능을 검토한 결과는 Table 9와 같고, 다음과 같은 결론을 도 출하였다.
1) 콘크리트에 매립되어 있는 상부플랜지의 경우, 가 열 후 150분까지의 최대 상승온도는 241oC 이내로 화 재에 의한 강성저하 영향성은 없는 것으로 나타났다.
2) 화재에 직접적으로 노출되는 하부플랜지의 경우, 가열 60분에는 600oC가 나타났으며, 가열후 120분경 에는 800oC 내외로 강재의 강성이 화재로 인해 거의 상실되는 온도까지 상승하는 것으로 분석된다.
3) 웨브 하부 1/4지점의 경우 가열 시작 후 약 90분 이후에 급격한 온도상승이 발생하게 되며, 120분 이후 에는 하부플랜지와 유사한 온도로 상승하여 강성저하 가 급격히 발생하게된다.
4) 기본실험체와 비교할 때 단면의 웨브 2배 보강 실
험체는 126분의 내화성능으로 최대처짐은 208.6 mm가 측정되었으며, 단면 하부플랜지 2배 보강 실험체의 내 화성능은 157분으로 최대 처짐 280.2 mm로 도출되었다.
5) 웨브 보강 실험체에 비해 하부 플랜지를 2배 보 강한 실험체는 분당 변형율이 상대적으로 안정적으로 측정되었다. 이러한 실험결과를 토대로 합성보의 단면 보강에 따른 내화성능을 판단한 결과, 웨브보강 플랜 지보다 하부보강플랜지가 화재에서 내화성능이 더 확 보되는 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 “2011년도 한남대학교 학술연구 조성비 지원”에 의해 수행되었으며, 이에 감사드립니다.
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5. 허병욱, 곽명근, 배규웅, 정상민, “강판성형 합성보의 휨성능평가”, 한국강구조학회, Vol.19, No.3, pp.247- 259(2007).
6. 이득행, 김강수, 오재열, 임주혁, 최성모, 김진호, “파 형웨브가 적용된 프리스트레스트 합성거더에 대한 실 험적 연구”, 대한건축학회, Vol.26, No.11, pp.57-65 (2010).
7. 박원섭, 김흥열, 김형준, “비대칭 H형강 슬림플로어 보의 내화성능에 관한 실험적 연구”, 한국화재소방학 회, Vol.24, No.1, pp.40-45(2009).
8. 김형준, 김흥열, 민병렬, 이재승, 박수영, “내화 피복 된 비대칭 H형강을 적용한 슬림플로어보의 재하가열 조건 화재거동에 관한 실험적 연구”, 한국화재소방학 회 논문지, Vol.25, No.1, pp.63-71(2011).
Table 9. The Fire Resistance Performance of ASB in Fire Test
Specimen
Test Result
Fire Resistance
(Min) Time
(분)
Deformation1) Test Deformation
(mm) Limit
(mm) Rate (mm/min)
S-1 060
137.81 6.125
73.
089
089 141.2
090 148.0
S-2
060 080.6
126
126 198.6
127 205.3
S-3 060
128.57 5.714
081.6
157
157 280.2
158 286.1
![Table 4. The Width-thickness Ratio of Specimen Shape Specimen b/t f [Flange] h/t w](https://thumb-ap.123doks.com/thumbv2/123dokinfo/5111395.329906/4.892.461.756.195.933/table-width-thickness-ratio-specimen-shape-specimen-flange.webp)
