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문제 정의
- 화재 시 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전달 해석과 역학적 거동에 대한 재료모델 연구는 미비한 실정이다. 따라서 본 절에서는 섬유혼입 고강고 콘크리트의 내부 온도 분포에 예측 대한 선행 재료모델(신영섭 등, 2011)을 기반으로 하여 화재 시 콘크리트 내부 철근의 온도 분포와 섬유혼입 고강도 콘크리트 기둥의 기계적 거동을 예측할 수 있는 재료모델을 제안하였다.
- 이로 인하여 콘크리트 부재의 내력성능이 저하되고 화재 시 구조물의 붕괴 위험성을 증가시킨다(염광수 등, 2009a, 2009b; 김흥열 등, 2010). 본 논문에서는 구조물의 안전성에 위험을 주는 폭렬현상을 줄이기 위한 방법 중의 하나인 섬유를 혼입한 고강도 콘크리트에 관한 연구를 수행하였다. 이 방법은 고온에서 섬유가 용융되어 조직이 치밀한 고강도 콘크리트 내의 갖힌 수증기를 배출할 수 있는 공간을 확보함으로써 폭렬현상을 저감시켜 내화 성능을 향상시키게 된다.
- 본 논문에서는 섬유혼입 고강도 콘크리트 기둥의 재하 내화실험에 대한 유한요소 해석을 실행하여 콘크리트 내부 철근의 온도 분포 특성과 고온에서 콘크리트 기둥의 역학적 거동에 대한 연구를 수행하였다. 섬유혼입 고강도 콘크리트 기둥의 재하 내화실험 결과에서 철근의 온도 변화가 편평한 구간을 발견하고, 이러한 현상이 나타난 주요 원인은 콘크리트 내부 물의 흐름이 정체되어 발생한 수분막힘현상이라는 것을 확인하였다.
- 본 연구는 섬유혼입공법을 사용한 80 MPa의 고강도 콘크리트로 제작한 기둥에 대한 재하하중별 내화실험을 실시하여 내화성능을 평가하기 위한 것으로, 폭렬발생유무, 콘크리트내의 온도분포, 종방향철근 중심부의 온도분포, 그리고 시간에 따른 구조물의 연직방향 처짐변화을 측정하였다.
- 본 연구에서는 고강도 콘크리트의 폭렬을 방지하기 위한 폴리프로필렌섬유와 콘크리트 내의 균열을 제어하기 위한 강섬유를 배합강도, 시공성 그리고 경제성을 고려하여 최적의 양을 혼입하였다. 사용된 각각의 섬유 특성을 표 1에 정리하였다.
- 콘크리트 기둥의 재하 내화 해석 시, 응력에 의한 영향과 재료의 온도 분포가 서로 관련이 있으면 두 특성을 고려하는 연계해석(coupled analysis)을 수행하여야 한다. 본 연구에서는 열하중에 대한 기둥의 거동과 기계적 하중에 의한 기둥의 거동 과정을 분리(un-coupled)하여 순차적으로 분석하는 연계 해석을 실시하였다. 해석 과정은 열전달 해석을 실행하여 재료의 온도 분포와 온도에 따른 재료 물성치를 구한 후 온도에 따른 콘크리트와 철근의 탄성계수 변화 분포(그림 12)를 이용하여 열팽창과 기계적 하중을 고려한 열·기계적 해석을 실행하였다.
- 이 방법은 고온에서 섬유가 용융되어 조직이 치밀한 고강도 콘크리트 내의 갖힌 수증기를 배출할 수 있는 공간을 확보함으로써 폭렬현상을 저감시켜 내화 성능을 향상시키게 된다. 본 연구에서는 화재 시 섬유혼입 고강도 콘크리트 내부의 종방향 철근 온도 변화와 수직 하중을 받고 있는 섬유혼입 고강도 콘크리트 기둥의 기계적 거동에 연구의 중점을 두었고, 콘크리트 내부의 물리적인 현상을 고려하여 이전 연구의 섬유혼입 고강도 콘크리트의 열전달 모델을 수정하였다. 수정한 열전달 모델은 섬유혼입 고강도 콘크리트 기둥의 재하 내화실험 결과와의 비교를 통하여 재료모델의 신뢰성을 검증하였다.
- 전체 콘크리트 기둥에서 발생하는 총 기화열은 ‘물의 기화열(2,257,000J/kg) × 물의 밀도(1000 kg/m3) × 콘크리트 내부 물의 부피’라고 할 수 있다. 이 기화열 효과를 콘크리트의 질량과 콘크리트와 철근 사이의 열접촉저항(Yanus, 2005)을 고려하여 철근 주변 콘크리트의 비열 증가량으로 표현하려고 하였다. 재료 모델의 콘크리트 비열값을 변화시키며 유한요소 해석을 실행하였고, 실험결과와 비교를 통하여 콘크리트 비열의 증가량을 물의 기화열의 1/100인 22,570J/kg℃으로 결정하였다.
가설 설정
- 수정한 콘크리트 열팽창 계수는 그림 13과 같이 상온의 열팽창 계수 값을 기준으로 하여 비율로 나타냈다. 100℃까지 Kodur 등(2004)이 제시한 열팽창 계수 변화와 같고, 100~300℃에서는 콘크리트 내부의 수분이 증발하여 배출됨에 따라 수축이 일어나서 콘크리트의 열팽창 계수가 감소한다고 가정하였다. 또한 300~800℃에서는 균열 발생, 내부 골재의 팽창, 부석(pumice)의 수축, C-S-H gel의 분해와 Uygunoglu 등(2009)의 실험 자료를 고려하여 열팽창 계수의 변화는 일어나지 않는 것으로 수정하였다.
- 또한 300~800℃에서는 균열 발생, 내부 골재의 팽창, 부석(pumice)의 수축, C-S-H gel의 분해와 Uygunoglu 등(2009)의 실험 자료를 고려하여 열팽창 계수의 변화는 일어나지 않는 것으로 수정하였다. 800~1000℃에서는 콘크리트 내부 공극의 증가로 인하여 급격한 콘크리트 수축이 발생하는 것을 고려하여(Uygunoglu 등, 2009) 열팽창 계수가 다시 감소하는 것으로 가정하였다.
- 콘크리트 열팽창 계수를 제외한 콘크리트와 철근의 탄성계수 및 열적 물성치는 선행연구(신영섭 등, 2011; Cheng 등, 2004; Eurocode3, 1994)의 물성치를 사용하였다. 그림 3의 단면 특성과 3.1 절의 모델링을 바탕으로 높이 방향의 변위는 일정한 것으로 가정하여 그림 14와 같이 기둥 길이 100mm만 모델링하여 해석 결과 분석 시 전체 기둥 높이의 거동을 분석하였다. 콘크리트와 철근은 8절점 육면체 요소(8 node brick element)를 사용하여 모델링하였고, 총 요소의 개수는 2,321개 였다.
- 따라서 콘크리트 기둥 모델링에서 균열 발생 및 주철근의 국부좌굴을 억제하는 띠철근에 의한 강도 증가 효과(confinement effect)를 고려하지 않고 탄성 거동을 한다고 가정하여 열·기계적 해석 시 기둥 내부의 띠철근을 고려한 모델링은 생략하였다.
- 수분의 증발이 100℃에서 전부 일어나지 않으므로 기화열의 효과는 100℃부터 일정 온도 구간에서 발생하는 것으로 가정하였다(Holman, 2010). 또한 철근 주변에서 수분의 흐름이 정체되는 구간은 철근 주변에 원형으로 생성된다고 가정하고, 구간의 길이는 자료 논문(Chung 등, 2005)을 참조하였다. 유한요소 해석을 통하여 기화열 효과의 온도 구간과 수분막힘현상 구간의 길이가 증가할수록 철근의 온도변화가 편평한 부분이 증가하는 것을 확인하였고, 재하 내화실험 자료와 비교를 통하여 기화열 효과가 발생하는 온도 구간은 100~130℃로 결정하였다.
- 유한요소 해석을 통하여 기화열 효과의 온도 구간과 수분막힘현상 구간의 길이가 증가할수록 철근의 온도변화가 편평한 부분이 증가하는 것을 확인하였고, 재하 내화실험 자료와 비교를 통하여 기화열 효과가 발생하는 온도 구간은 100~130℃로 결정하였다. 모서리 철근의 수분막힘현상 구간 길이는 물의 흐름이 양쪽 면에서 발생한다고 가정하여 물의 흐름이 한쪽 면에서만 발생하는 것으로 가정한 가운데 철근 부분 구간의 길이 2배로 결정하였다. 따라서 수분막힘현상 구간은 가운데 철근은 3 mm, 모서리 철근은 6 mm로 결정하였다.
- 수분의 증발이 100℃에서 전부 일어나지 않으므로 기화열의 효과는 100℃부터 일정 온도 구간에서 발생하는 것으로 가정하였다(Holman, 2010). 또한 철근 주변에서 수분의 흐름이 정체되는 구간은 철근 주변에 원형으로 생성된다고 가정하고, 구간의 길이는 자료 논문(Chung 등, 2005)을 참조하였다.
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