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문제 정의
- 본 논문에서는 섬유혼입 고강도 콘크리트의 내화성능 해석에 대한 연구를 수행하였다. 섬유혼입 고강도 콘크리트에 대한 내화해석 전에 기존의 재료모델(Kodur 등, 2004)을 이용하여 고강도 콘크리트의 내화실험에 대한 유한요소해석을 실행하였다.
- 고강도 콘크리트에 혼입되는 섬유는 160~200℃에서 용융되며(Kalifa 등, 2001), 이 때 콘크리트 내부의 온도 상승을 방해하는 “안정기 현상”(한국콘크리트 학회, 2004a)이 나타난다. 본 연구에서는 안정기 현상이 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 차이의 근본적인 원인이라고 판단하였다. 섬유혼입 고강도 콘크리트는 내부의 섬유 이외에는 고강도 콘크리트와 비슷한 특성을 가지므로, 섬유의 용융에 의한 안정기 현상이 나타나는 온도 구간을 제외하고는 온도에 따른 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 변화 추세는 고강도 콘크리트의 열전도도(Kodur 등, 2004)와 동일하게 선형적으로 감소한다고 가정하였다.
- 섬유혼입된 고내화 고강도 콘크리트 기둥 시험체를 제작한 후 내화실험을 실시하여 콘크리트 내부의 온도분포를 측정하고 폭렬발생 여부 등의 내화성능을 평가하여 적용 가능성을 검증하였으나(염광수 등, 2009a; 2009b), 해석 모델에 대한 연구는 미비한 실정이다. 본 연구에서는 화재 시 섬유가 혼입된 고강도 콘크리트를 사용한 구조물의 내화거동 예측을 위하여 비열(specific heat)과 열전도도(thermal conductivity)에 대한 섬유혼입된 고강도 콘크리트의 열전달 해석에 필요한 재료모델을 구축하였다. 또한 내화실험과의 비교를 통해 콘크리트 온도 분포에 대한 재료모델의 신뢰도를 검증하였다.
가설 설정
- 본 연구에서는 콘크리트의 열전도도를 1구간(0~160℃), 2구간(160~200℃), 3구간(200~1000℃)으로 나누어서 수정하였다. 1구간에서는 섬유의 안정기 현상이 나타나지 않으므로 그림 8과 같이 고강도 콘크리트의 열전도도와 동일한 변화 구간을 나타낸다고 가정하였다. 2구간은 콘크리트 내부에서 섬유가 용융되면서 안정기 현상이 발생하는 구간이다.
- 섬유가 모두 용융된 후 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 변화 양상은 유사하다고 가정하였다. 3구간에서는 안정기 현상 이후 섬유의 용융으로 인하여 콘크리트 내부에서 생성된 공극의 영향을 반영하여 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도가 작은 열전도도 값을 유지하면서 고강도 콘크리트의 열전도도와 동일한 기울기를 가지고 선형적으로 감소하는 것으로 가정하였다. 일반적으로 공기의 열전도도는 상온에서 0.
- 1절의 열전도도를 사용하고 고온에서의 콘크리트 특성을 고려하여 표층부 열전도도를 수정하였다. 내화실험 시 콘크리트 표층부는 단 시간 내에 가열곡선의 온도와 거의 일치하여 탄산칼슘의 열분해 반응이 일어나(900℃) 콘크리트의 온도상승을 억제하고, 내부 콘크리트보다 수밀성이 높고 밀도가 낮아 작은 열전도도 값을 갖는다고 가정하여 900℃에서의 내부 콘크리트 열전도도 값을 초기 표층부 콘크리트의 열전도도 값으로 결정하였다. 표층부 열전도도는 내부와 마찬가지로 온도가 올라감에 따라 선형적으로 감소한다고 가정하였고, 화재 시 표층부 온도는 160~200℃보다 매우 높은 약 900~1000℃정도인 것을 감안하여 섬유의 용융에 의한 안정기 현상은 고려하지 않았다.
- 또한, 화재 시 섬유혼입 고강도 콘크리트의 질량 및 밀도 변화는 고강도 콘크리트와 유사한 경향을 나타내기 때문에(한국콘크리트학회, 2004a) 고온에서 섬유의 특성이 비열에 주는 영향은 크지 않을 것이라고 가정할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 섬유혼입 고강도 콘크리트의 비열은 고강도 콘크리트의 비열과 동일한 값을 가질 것이라고 가정하였고, 이와 같은 판단을 근거로 하여 특별한 수정없이 Kodur 등(2004)이 제시한 기존의 고강도 콘크리트 비열을 섬유혼입 고강도 콘크리트의 비열로 사용하였다.
- 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트는 엄연히 다른 물질이지만 질량 및 밀도는 거의 동일하다. 또한, 화재 시 섬유혼입 고강도 콘크리트의 질량 및 밀도 변화는 고강도 콘크리트와 유사한 경향을 나타내기 때문에(한국콘크리트학회, 2004a) 고온에서 섬유의 특성이 비열에 주는 영향은 크지 않을 것이라고 가정할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 섬유혼입 고강도 콘크리트의 비열은 고강도 콘크리트의 비열과 동일한 값을 가질 것이라고 가정하였고, 이와 같은 판단을 근거로 하여 특별한 수정없이 Kodur 등(2004)이 제시한 기존의 고강도 콘크리트 비열을 섬유혼입 고강도 콘크리트의 비열로 사용하였다.
- 안정기 현상은 콘크리트 내부의 온도상승을 방해하므로 열전도도가 급격히 떨어질 것이라고 판단하였고, 콘크리트 열전도도의 변화 양상은 고강도 콘크리트의 변화 양상과 같이 선형적으로 감소한다고 가정하여 그림 8과 같이 수정하였다. 섬유가 모두 용융된 후 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 변화 양상은 유사하다고 가정하였다. 3구간에서는 안정기 현상 이후 섬유의 용융으로 인하여 콘크리트 내부에서 생성된 공극의 영향을 반영하여 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도가 작은 열전도도 값을 유지하면서 고강도 콘크리트의 열전도도와 동일한 기울기를 가지고 선형적으로 감소하는 것으로 가정하였다.
- 본 연구에서는 안정기 현상이 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 차이의 근본적인 원인이라고 판단하였다. 섬유혼입 고강도 콘크리트는 내부의 섬유 이외에는 고강도 콘크리트와 비슷한 특성을 가지므로, 섬유의 용융에 의한 안정기 현상이 나타나는 온도 구간을 제외하고는 온도에 따른 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 변화 추세는 고강도 콘크리트의 열전도도(Kodur 등, 2004)와 동일하게 선형적으로 감소한다고 가정하였다. 또한, 안정기 현상을 고려하여 고강도 콘크리트의 열전도도를 수정하였다.
- 30mm(C1), 50mm(C2), 60mm(C3) 지점에서 해석결과와 실험결과의 차이가 약 200℃정도였고, 175mm(C4)지점에서도 150℃정도의 온도 차이가 나타났다. 실험에서 측정된 온도가 해석결과보다 낮은 이유는 화재시 콘크리트 내부의 섬유가 콘크리트의 온도상승을 지연시키는 역할을 하는 것으로 추정하였다. 따라서 섬유혼입 고강도 콘크리트의 내화해석을 하기 위해서는 고온에서 섬유의 특성을 고려한 콘크리트의 재료모델 수정이 필요하다고 판단하였고, 그 과정을 4절에 기술하였다.
- 2구간은 콘크리트 내부에서 섬유가 용융되면서 안정기 현상이 발생하는 구간이다. 안정기 현상은 콘크리트 내부의 온도상승을 방해하므로 열전도도가 급격히 떨어질 것이라고 판단하였고, 콘크리트 열전도도의 변화 양상은 고강도 콘크리트의 변화 양상과 같이 선형적으로 감소한다고 가정하여 그림 8과 같이 수정하였다. 섬유가 모두 용융된 후 고강도 콘크리트와 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전도도 변화 양상은 유사하다고 가정하였다.
- 내화실험 시 콘크리트 표층부는 단 시간 내에 가열곡선의 온도와 거의 일치하여 탄산칼슘의 열분해 반응이 일어나(900℃) 콘크리트의 온도상승을 억제하고, 내부 콘크리트보다 수밀성이 높고 밀도가 낮아 작은 열전도도 값을 갖는다고 가정하여 900℃에서의 내부 콘크리트 열전도도 값을 초기 표층부 콘크리트의 열전도도 값으로 결정하였다. 표층부 열전도도는 내부와 마찬가지로 온도가 올라감에 따라 선형적으로 감소한다고 가정하였고, 화재 시 표층부 온도는 160~200℃보다 매우 높은 약 900~1000℃정도인 것을 감안하여 섬유의 용융에 의한 안정기 현상은 고려하지 않았다. 수정한 열전도도 식은 다음과 같고 그래프는 그림 9와 같다.
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