A Study on the Prediction of Residual Strength of Concrete Filled Steel Tube Column without Fire Protective Coating by Unstressed Heating

(1)

비재하 가열에 의한 무내화피복 CFT 기둥의 잔존내력 예측에 관한 연구

A Study on the Prediction of Residual Strength of Concrete Filled Steel Tube Column without Fire Protective Coating

by Unstressed Heating

김규용

^†

·이형준·이태규·김영선·강선종*

Gyu-Yong Kim

^†

· Hyoung-Jun Lee · Tae-Gyu Lee · Young-Sun Kim · Sun-Jong Kang

^*

충남대학교 건축공학과

, *

삼성물산 건축부문

(2009. 3. 9.

접수

/2009. 6. 19.

채택

)

요 약

최근고층건물의화재안전성에대한문제점이사회적으로부각되어지고있으며

,

이러한고층건물에다 수사용되고있는

CFT

^기둥^부재에^대한^{내화성능을}^{정량적으로}^평가하는^방법이나^기준들이^마련되지^않

은상황이다

.

^이에^본^{연구에서는}^고강도^{콘크리트를}^충전한

CFT

^단주를^제작하여^{내화실험을}^실시하고

,

화재시내화성능평가및비정상온도분포해석을이용한해석을수행하여온도분포해석의모델링을제안할 수있었다

.

이것을기초로

CFT Stub Column

의고온특성평가결과를활용하여화재시내화시간에따른

CFT

기둥의잔존내력예측식을유도할수있었다

.

ABSTRACT

Recently, fire resistance in high-rise building is becoming major problem socially. So it is need of hour to study on fire resistance in buildings. This study estimates fire resistance performance to uti- lized CFT (Concrete filled steel tube, below CFT) column in the high structure. But it is difficult quantitative evaluation about fire resistant performance of CFT. Therefore, this study made CFT specimen that determine the factor which is strength of concrete and then CFT column was exposed to heating controlled as closely as possible the ISO-834 standard fire curve. Also, tried to analyze internal temperature through nonlinear transient heat flow analysis. And, presumed extant compressive strength on the basis of this.

Keywords :

Concrete filled steel tube, Standard fire curve, Nonlinear transient heat flow analysis, Extant compressive strength

1. 서 론

CFT

기둥의내화설계시건축법규상순수철골조와동 일한 내화피복을 실시하도록 하고 있지만

,

^실제 ^화재

시에는 강재온도가 상승하고 강관이 하중지지능력을 대부분 잃게되더라도 내부에충전된 콘크리트부분은 비교적 저온 상태로 유지되기 때문에 내하력은 크게 저하하지않아충전콘크리트만으로도일정한내화성능 을갖고있다고평가되고있다

.

^1,2)

현행

CFT

기둥의 내력저하 평가 방법 중재하 및

가열시험은

Figure 1

과같이

ISO-834

가열곡선에 따

라가열함과 동시에 재하를가하여

CFT

^기둥의 ^내력

이재하하중축력비이상을만족하는가를평가하는방 법으로써 신뢰성을 얻고 있다

.

^반면에 ^비재하 ^가열시

험의경우 국제규격에서강재의온도측정을 위한열 전대설치 위치등에대해서만규정하고온도의 허용 기준에관해서는 특별히규정한 것이없다

.

한편

, CFT

기둥은강재와콘크리트의재료로구성된

구조부재로써 강재와 콘크리트의열팽창율이 거의유 사하고

,

각 재료간의 충분한 부착성능이 확보된 합성

구조이다

.

하지만

RC, SRC

구조와달리강재가표면에

노출되어 있기때문에 화재초기에 부재내력의저하가

†

E-mail: [email protected]

(2)

크고

,

구성 재료간의 상이한 거동이 발생되기 쉬우므 로내화성능에대한충분한검토가 필요하다

.

CFT

기둥은 화재시 열용량이큰 충전콘크리트가열 을흡수하고강관은화재초기에내력이저하되어최종 적인하중지지능력은내부의콘크리트로결정되며

,

강 재의급격한내력저하후충전콘크리트가내력을부담 하게되어충전콘크리트의잔존내력을기준으로

CFT

기둥의 내화성능을평가하게된다

.

또한우리나라에서는내화피복된기둥의성능평가 를위해비재하가열시험을하는경우허용온도기준 을규정하여적용³⁾하고있지만무내화 피복인 경우에 는명확한기준들이마련되지않아내화성능을충분히 활용하지못하고있는상황이다

.

따라서 본 연구에서는 비재하 가열을 받은 무내화 피복

CFT

기둥의잔존내력예측을위한연구의일환으

로서 강도

40, 60, 80MPa

의 고강도 콘크리트를 충전

한

CFT

시험체를제작후

, ISO-834

표준가열곡선에준

하여내화실험을실시하고

,

시험체의실험결과값과해 석치를 비교함으로써 화재시

CFT

기둥의 내화성능평 가및해석에 의해기둥부재의내력저하현상을 정량 적으로 평가하였다

.

2. 실험계획 및 방법

2.1실험계획

고강도콘크리트를충전한

CFT

기둥의내화성능평 가를위한실험계획은

Table 1

에나타난바와같이

CFT

기둥의 내화성능에영향을 줄수있는요인으로서충 전콘크리트의 강도를

40, 60, 80MPa

로설정하였다

.

2.2사용재료

본연구에서사용한재료는

Table 2

에서나타낸바

와 같이 시멘트는 밀도

3.15g/cm

³ ^및 ^분말도

3,630

cm

²

/g

의

1

종 보통 포틀랜드시멘트를 사용하였으며

,

잔골재는 천연잔골재로서 밀도

2.61g/cm

³

,

흡수율

0.97%

의세척사

,

굵은골재는 최대치수

20mm,

밀도

2.67g/cm

³

,

흡수율

0.9%

의 부순 자갈을 사용하였다

.

또한 혼화제는 폴리카르본산계 고성능 감수제를 사 용하였다

.

2.3콘크리트배합 및비빔방법

충전콘크리트배합은 목표 설계기준강도를기준으

로

Table 3

에 나타낸 바와 같이 설정 목표강도

40,

Figure 1.

Brief of deteriorating internal force of CFT column under loading.

Table 1.

Experimental Plan Specimen f (MPa)

^ck

W/C

(%)

^l

/d

Ratio Heating

Method Test Item

1)

40N_12t

¹⁾

40 45

(12mm) 33.3 ISO-834

Fire Curve Inner Temperature 60N_12t 60 35

80N_12t 80 25

1) 40N_12t : f

^ck

40MPa, Steel tube thickness 12mm

Table 2.

Physical Properties of Materials

Material Physical Property Cement Normal Portland Cement

Fineness: 3,200cm

²

/g, Density: 3.15g/cm

³

Aggregate Fine

Natural Sand, Absorptance: 0.97%, Density: 2.61g/cm

³

, Coarse

Aggregate

Crushed Coarse Aggregate, Maximum Size: 25mm, Density: 3.15g/cm

³

Admixture High Range Water Reducer,

Polycarboxylic Acid Type Steel tube SPSR 490,

^□

400 × 400mm

Table 3.

Mixture Proportion of Concrete

⁴⁾

f

ck

(MPa) W/C (%)

Slump (mm) Flow

(%) Air S/a (%)

Unit W (kg/m

³

)

Unit Weight

(kg/m

³

)

C S G

40 45 500 ± 50 4 45 165 367 775 989

60 35 600 ± 50 2 45 165 471 760 969

80 25 600 ± 50 45 165 660 691 881

(3)

60, 80MPa

를만족하기 위하여 물시멘트비를

45, 35, 25%

^로^{설정하였으며}

,

^혼화재의 ^사용은 ^기존 ^문헌^5,6)

을 참고하여 내화실험의 결과에 영향을 줄 수 있어 본 연구에서는 사용하지 않는 것으로 하였다

.

충전 콘크리트의 비빔은

100

l용량의 강제식 팬타입믹서 를 사용하였으며

,

콘크리트 비빔방법은 시멘트와 잔 골재를 투입하고

30

초간 건비빔한후물과 혼화제를 투입하여

60

초간 비빔을실시하였고

,

굵은골재를투 입하고

60

초간 비빔을 실시하여 총

150

초가 소요되 었다

.

2.4시험체제작 및양생 방법

Figure 2

에 나타낸 바와 같이

CFT

기둥 시험체는

400 × 400 × 1150mm

의

SPSR 490

각형강관을사용하여 제작하였으며

,

각형강관의두께는실험계획의폭

-

두께

비요인에준하여

12mm

로하였다

.

가열시험시

CFT

^기둥의^내부^{충전콘크리트}^온도이력

을측정하기위하여

K

타입열전대를사용하였고

,

열전

대의 설치를 위해

Figure 2

^에서 ^나타낸 ^바와^같은 ^열

전대거치대를제작하였다

.

열전대는

Figure 3

에나타 낸바와같이총

5

개소에열전대를설치하였으며대각 선으로위치한①

,

②는두면으로전달되는열을측정

,

③

,

④는한면으로전달되는열을측정하기위한목적 으로배치구성하였다

. Figure 4

는

CFT

시험체의제작 및양생의 전경을나타낸것이다

.

^시험체^양생은 ^콘크

리트충전 후강관 상면을

PVA

시트로봉합한 후온도

25 ± 3

^o

C,

습도

60 ± 10%

실험실 내부에서

7

일간 양생 을실시하였으며

,

이후 강관상면을 대기중에 노출시 킨상태로약

150

일간기건 양생후내화실험을 실시 하였다

.

2.5 CFT기둥의온도이력평가

CFT

기둥은

Figure 5

에나타낸바와같이경기도여

주에위치한 방재시험연구원의 수평가열시험장치를 사용하였고

, ISO-834

표준가열곡선에따라

3

시간동안 가열⁷⁾하였으며

,

가열로의 온도는 가열로 내부에 설치 되어있는

8

개의열전대에의해제어되었다

.

또한 시험체에 설치된 모든 열전대의 온도는 자동 기록장치를사용하여

1

분단위로기록하였다

.

Figure 2.

Shape of diminutive steel tube and thermocouple.

Figure 3.

Arrangement plan of thermocouple.

Figure 4.

Placement and curing of diminutive CFT steel tube.

Figure 5.

View of specimen installation.

(4)

3. 시험결과 및 검토

Figure 6~8

^및

Table 4

^는 ^{가열시간에} ^따른

CFT

^강관

내부 온도이력을 나타낸 것이다

.

압축강도에 따른 온 도이력을측정한 결과 충전콘크리트의강도가 증가할 수록초기온도상승이느렸으며

,

가열시간

120

분을전

후로온도상승속도가증가되는경향을나타냈다

.

또한

,

설계기준강도

40MPa, 60MPa

의콘크리트를충

전한 시험체의 경우

Figure 9

^에서 ^나타낸 ^바와 ^같이

80MPa

의시험체보다표면온도가 매우높게 상승하는

것으로나타났다

.

^이것은

80MPa

^의^경우에

Figure 10

^에

나타난바와같이충전콘크리트가고강도화됨에따라 Figure 7.

Curve of temperature record of 60N_12t (f

ck

:

60MPa, t:12mm).

Figure 8.

Curve of temperature record of 80N_12t (f

ck

: 80MPa, t:12mm).

Figure 6.

Curve of temperature record of 40N_12t (f

ck

: 40MPa, t:12mm).

Figure 9.

Curve of temperature record of surface and central part by strength.

Table 4.

Internal Temperature Record of Steel Tube by Heating Time (

^o

C) Time (min)

Specimen 60 90 120 180 60 90 120 180 60 90 120 180 60 90 120 180 60 90 120 180

^① ^② ^③ ^④ ^⑤

40N_12t 321 542 695 904 111 150 274 395 214 333 432 602 87 103 150 293 80 105 136 203

60N_12t 346 541 710 1009 105 127 188 538 140 223 351 727 91 109 138 402 68 91 119 280

80N_12t 298 459 583 806 105 145 190 335 122 192 286 525 83 119 157 323 58 85 125 288

(5)

발생한 폭렬현상에 의하여고온인 표면부에서는 비교 적 큰 균열이 일어나 내부로 들어갈수록 미세균열이 발생하여공기층을 형성함에따라열전달차단 효과에 의해발생한 현상으로판단된다

.

4. CFT단주의 비정상 온도분포해석

4.1해석방법

해석은 외부열원의 영향에 의한 비정상온도분포해 석

(Nonlinear transient heat flow analysis)

을 실시하였 으며

,

^시험체에^대한^{온도·시간의존} ^{열적특성을} ^온도

함수로 치환하여 이를 고려하였고

,

해석방법에 대한 신뢰성 확보를 위하여 수행된 내화시험 결과를 이용 하여이를검증하였다

.

해석시사용된프로그램은범 용 유한요소해석프로그램인

DIANA

를 이용하였으며

,

열전달 해석 시도입되는열

q(t)

는식

(1)

과같이나

타낼 수있다

.

(1)

여기서

c(T, r)

는열용량으로다음에 나타낸 식

(2),

(3)

과같은수치근사해석으로나타낼 수있다

. (2)

(3)

4.2유한요소모델링

Figure 11

^은^시험체에^대한^유한요소

(FE)

^모델링^개요

를 나타낸 것이다

.

해석 대상은

400 × 400mm

의

CFT

기둥시험체로대칭성을 고려하여상하부를 분할하였 다

.

요소는

3D Solid

요소

(CHX60)

를적용하였으며

,

온 도하중을고려하기위하여경계면은가상의요소

(BQ4HT)

로모델링하였다

.

해석에 이용된온도이력은가열·재 하실험과 동일하게설정하였으며

,

초기온도조건은실 험조건인

20

^o

C

로설정하였다

.

또한

,

경계계수

(boundary

coeffieient)

는 해석시 시험체의 온도조건을 고려하여

h

c

= 1.34W/m

^2o

C

으로가정하였다

.

4.3비정상온도분포해석

Figure 12

는

CFT

기둥의화재에의한온도이력분포예

측을위해비정상온도분포해석을통하여분석한결과로

서

,

가열은

ISO-834

화재곡선에의해실시하였으며

,

가

열시작후

30, 60, 120, 180

분에서분석한결과를나타낸

것이다

.

분석한결과중앙부로갈수록동심원의형태로 온도분포가나타나고는 있지만충전콘크리트의압축강 도에따라차이는크게나타나지는않는것으로나타났다

.

그러나본연구에서실시하였던 실재부재실험 온도 이력데이터와해석데이터를비교해본결과일부시

험체의

50mm

에위치한 표면부온도곡선에있어서다

소차이가 있는것으로 나타났다

.

이는고온가열에의 해강관과충전콘크리트사이에공간이발생하였고

,

표 면콘크리트의폭렬등에의한차이로 생각된다

.

해석시 가열환경의 변화

,

가열에 의한공간발생 및 폭렬에대한고려를할수없었기때문에균열과공극 구조의변화로인하여온도상승의차이가나타난것으

q t

( )

= c T r

( , )∂

T

∂

t ---

r

m

= Q --- Q Q

^mn, m

c T

( i*,

r

i*)∆_T_i,

m = 1 2

, , ,…

n

i = 1

∑

m

≈

∆_T_i

= T

i −

T

i − 1

r

i*

= r

ⁱ⁻¹

+ r

i

--- T 2

i*

= T

ⁱ⁻¹

+ T

i

--- 2

, ,

Figure 10.

View of infilled concrete surface.

Figure 11.

Abstract of finite element modelling of CFT

diminutive column.

(6)

로판단된다

.

따라서

50mm

에 위치한 표면부에 대하여 경계계수

값을도입함으로써표면부는물론콘크리트내부해석 값도전반적으로실험값과유사하게나타나고있어본 연구에서의도한해석결과의신뢰성을검증할수있는 가능성을확인하였다

.

또한차후에 실부재 가열시험과의상관관계를 검증 할 수있다면 경제적이고효과적인

CFT

내화성능설계

를할수있는방법이될수있을것으로판단된다

. 5. CFT단주의 잔존압축강도 예측

화재실험을실시한

CFT

기둥의 잔존내력을예측하 기위하여 본연구와 동일한 배합조건의축소형 시험 체

(

□

400 × 400 × 200mm)

를 사용한 선행연구⁴⁾에서 제 시된 가열온도별 잔존내력추정식과 「

4.3

비정상 온 도분포 해석」에서 도출한 시험체 내부온도 해석결과 를바탕으로실시하였다

.

5.1 CFT단주의온도별면적율산정

Figure 13

은 강관두께

12mm,

충전콘크리트 강도

Figure 12.

Result of nonlinear transient heat flow analysis of CFT column. (40MPa)

Figure 13.

Area ratio of temperature to utilize temperature analysis result.

Table 5.

Area Ratio of Each Average Temperature by Heating Time (f

ck

: 40MPa, t: 12mm) Heating

Time Average of Analysis Temperature (

^o

C)

Area Ratio by Average Temperature (%)

30 Min. 754 680 607 534 461 388 314 241 168 94.9

18.65 3.82 3.66 3.74 5.09 5.02 5.34 8.14 11.14 35.4

60 Min. 855 773 692 610 528 446 365 283 201 119

22.4 5.32 5.47 5.85 5.79 6.83 7.17 9.36 11.28 20.53

90 Min. 916 832 747 663 578 494 409 325 240 156

25.54 6.65 6.6 6.52 6.98 7.06 7.92 8.79 10.3 13.64

120 Min. 961 877 793 709 625 541 457 373 289 206

28.02 7.56 7.18 7.25 7.26 7.42 7.64 8.31 9.13 10.23

150 Min. 997 916 835 753 672 591 509 428 347 266

29.96 8.19 7.54 7.63 7.35 7.49 7.54 7.79 8.1 8.41

180 Min. 1034 952 874 797 719 642 564 487 409 332

31.29 8.77 7.69 7.84 7.44 7.37 7.37 7.41 7.41 7.41

(7)

40MPa

의

CFT

단주의화재시비정상온도분포해석을통 한온도이력해석결과를토대로온도별면적율을나타 낸것이다

.

온도에 대한평균은 해석프로그램에서제시되는평 균온도값을사용하였으며온도별면적은그림에서나 타난 바와같이색의차이를 평균온도의구간으로설 정하여 범용프로그램인포토샵에의해 면적의 크기를 산정하였다

. Table 5

는각수준에대한산정된 결과를 나타낸 것이다

.

산정된면적율은

CFT

^단주^단면적의^비에^의해^평균

온도별각각차지하는면적을산출할수있으며식

(4)

와같이나타낼수있다

.

(4)

여기에서

, A

t

:

일정평균온도가차지하는면적

(mm

²

)

여기에서

, S

cft

: CFT

기둥의 단면적

(mm

²

)

여기에서

, a

t

:

일정평균온도가차지하는면적율

(%)

5.2충전콘크리트의잔존강도예측

식

(5)~(8)

은앞서언급한 선행연구결과에따라가

열온도에 의한

CFT Stub Column

의잔존내력 추정식

을나타낸것이다

.

σc

(20) = a + b(W/C) (5)

Figure 14

는 가열 및 재하방법에 따른 압축강도비

(20

^o

C

^의^{압축강도에}^대한^각^{가열온도에서의}^압축강도

)

의변화를나타낸것으로각온도별압축강도는식

(6)

과 같이나타낼 수있으며

,

^상온

(20

^o

C)~700

^o

C

^의 ^압축

강도비데이터를추정한결과식

(7)

및식

(8)

을산출

하였다

. Table 6

^은^식

(5)

^와

(7)

^의^계수값을^나타낸 ^것

이다

.

σ_c

(

^θ

) =

^σc

(20) × r

^σc

(

^θ

) (6) r

^σc

(T) = (a + b

^·

T + c

^·

T

²

+ d

^·

T

³

+ e

^·

T

⁴

)

r

σc

(T) = × exp(f

·

T

⁴

) (7)

(8)

여기에서

,

σc

(

θ

):

θ^o

C

가열후의 압축강도

(MPa)

여기에서

,

^σc

(20): 20

^o

C

^에서의 ^압축강도

(MPa)

여기에서

, r

σc

(

θ

):

θ^o

C

의고온

/

상온시압축강도잔존비 여기에서

, a, b, c, d, e, f:

^온도^및^하중계수

「

5.1 CFT

^단주의 ^온도별 ^면적율 ^{산정」에서} ^산정된

CFT

단면의 각평균온도를 식

(7)

및

(8)

에대입할 경 우 각 평균온도에서의 평균압축 강도비를 산출할 수 있으며

,

산출된 평균압축강도비와식

(5)

및

(6)

을이 용하여각온도에서의압축강도를산출할 수있다

.

5.3 내화시간에 따른 CFT기둥의 잔존강도예측 및 평가

식

(7)

^및

(8)

^에^의해 ^θ^o

C

^산출된^{온도에서의}^압축강

도와식

(4)

에서산출된 면적의관계에서각평균온도 별면적의최대하중을 다음식

(9)

^로^산출할^수^있다

.

또한산출된각평균온도가차지하는면적의극한하중 에의해

CFT

^기둥 ^전체의^극한하중^및^{압축강도를} ^산

출할수있으며식

(10)

및

(11)

과같이나타낼수있다

. C

max

=

^σ

(

^θ

)[N/mm

²

] × A

t

[mm

²

] (9)

여기에서

, C

max

:

각평균온도가차지하는 면적의 극한 하중

(N)

A

t

= S

^cft×

a

t

--- 100 T =

^{θ −}

20 --- 100

Table 6.

Coefficient of Expression (5) and (7)

No. a b c d e f

(5) 146.66

⁻

1.572 (7) 1

⁻

3× 10

⁻²

7× 10

⁻¹ ⁻

9.25×10

⁻² ⁻

5.15×10

⁻¹

4× 10

⁻³

Figure 14.

High temperature compression strength of CFT

Stub Column/compression strength ratio (by heating

temperature).

(8)

여기에서

, A

t

:

^각^{평균온도가}^차지하는^면적

(mm

²

)

여기에서

,

σ

(

θ

):

온도

q

^o

C

의압축강도

(MPa)

(10)

여기에서

, C

cft

: CFT

기둥전체의 극한하중

(N)

(11)

여기에서

, CFT

Compresive Strength

: CFT

기둥의압축강도

(MPa)

Figure 15

^는^{비정상온도분포해석}^결과^및

CFT Stub

Column

의고온특성결과를활용하여산출된예측식에

의한 결과로서

CFT

^단주 ^시험체

40N_12t, 60N_12t,

80N_12t

에 대하여 내화시간

180

분까지의 잔존내력을

예측하였다

.

예측한가열시간에따른잔존강도는최종 가열시간인

180

분에 있어서 상온강도의

30%

정도의 강도발현을하는것으로나타났다

.

6. 결 론

비재하가열에의한무내화피복

CFT

기둥의잔존내 력예측에관한연구를실시한결과다음과같은결론 을얻을수있었다

.

1)

충전콘크리트의 압축강도에 따른

CFT

기둥의 실 재부온도이력값과해석값을비교 해본결과차이가 있어실재부재의 내화성능예측모델링을 위해서 충전 콘크리트강도에따른환경요인을고려하여실제내화 실험 값을 바탕으로 콘크리트 강도에 따른 경계계수

(boundary coefficient)

값을프로그램상에도입하여해 석을실시하였다

.

2) CFT

기둥의온도분포를재해석하여분석한결과경

계계수

(boundary coefficient)

값을도입했음에도불구하고 폭렬발생에의한균열과공극구조의변화로인하여표면 부온도곡선에있어서측정값과다소차이가있는것으 로나타났지만콘크리트내부해석값은전반적으로실 험값과유사하게나타나고있어본연구에서의도한해 석결과의신뢰성을검증할수있는가능성을확인하였다

. 3)

본연구에서실시한해석결과와

CFT Stub Column

의고온특성 평가결과를활용하여식을도출할 수있 었으며

,

화재시 내화시간에따른

CFT

기둥의잔존내력 을 예측할 수 있었으며그 결과 본연구에서 비가력 내화실험한

40N_12t, 60N_12t

^및

80N_12t

^시험체는^가

열시간

180

분까지약

25, 33, 40MPa

의잔존강도를발

현하는것으로나타났다

.

감사의 글

본연구는삼성물산

(

^주

)

^{건설부분의}^연구비^지원에^의

C

cft

= C ∑

max

CFT

Compresive Strength

= C --- S

cft^cft

Figure 15.

Analysis result of residual compressive strength

of CFT column by heating time.

(9)

해수행되었으며이에감사드립니다

.

논문에참여한연 구자

(

^의 ^일부

)

^는

2

^단계

BK 21

^사업의 ^지원비를 ^받았

으며

,

이에감사드립니다

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