[논문]화재시 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 내화성능에 대한 해석적 연구

김예솜; 최병정

doi:10.11112/jksmi.2020.24.1.97

화재시 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 내화성능에 대한 해석적 연구
An Analytical Study on Encased Steel Composite Columns Fire Resistance According to Axial Force Ratio 원문보기

한국구조물진단유지관리공학회 논문집 = Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, v.24 no.1, 2020년, pp.97 - 107

김예솜 (경기대학교 일반대학원 건축공학과) , 최병정 (경기대학교 건축공학과)

초록
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본 연구에서는 화재시 매입형 합성기둥의 높은 축력비에 따른 내화성능을 알아보기 위해 유한요소해석 프로그램(ANSYS)을 통한 해석을 실시하였다. 온도에 따른 응력-변형률 곡선을 적용하여 ASTM E 119 가열곡선과 축력비 0.7, 0.6, 0.5에 따른 과도상태 열전달해석 및 정적구조해석을 실시하였으며, 해석조건과 동일한 조건에서의 재하가열실험을 실시하였다. 또한, 기준식(Eurocode 4)에 따라 가열시간에 따른 합성기둥의 공칭압축강도를 산정하고, 축력비로 나타내어 해석값 및 실험값과 비교하였다. 해석 및 실험과 기준(Eurocode 4)을 통해 가열시간에 따른 단면별 온도분포를 확인하고, 이에 따른 내화성능을 측정해 비교분석하였다. 유한요소해석 결과 축력비 0.5에서는 내화시간 180분으로 실험값과 유사한 값이 도출된 반면, 축력비 0.6, 0.7에서 내화시간 150분과 60분이 도출되어 실험결과에 비해 다소 높은 결과가 도출된 것을 알 수 있었다. 그리고 기준식(Eurocode 4)에 따라 산정한 축력비에 따른 내화시간이 실제 실험값에 비해 다소 낮게 평가하고 있다는 것을 확인하였다. 그러나 축력비 0.7에서는 기준(Eurocode 4)이 실험값에 비해 다소 높게 평가하는 것을 확인하였다. 이에 따라 고축력에서의 매입형 합성기둥의 내화특성(시간-축력비 관계)을 확인하고, 도출된 매입형 합성기둥의 실험 및 해석데이터를 Eurocode기준의 검증의 자료로 활용할 수 있을 것으로 보인다.

Abstract ▼ AI-Helper

In this study, finite element analysis was carried out through the finite element analysis program (ANSYS) to investigate the fire resistance of composite columns in fire. Transient heat transfer analysis and static structural analysis were performed according to ASTM E 119 heating curve and axial force ratio 0.7, 0.6, 0.5 by applying stress-strain curves according to temperature, and loading heating experiments were carried out under the same conditions. In addition, the nominal compressive strength of the composite column according to the heating time according to the standard(Eurocode 4) was calculated and expressed as the axial force ratio and compared with the analytical and experimental values. Through the analysis, As a result of finite element analysis, the fire resistance time was 180 minutes and similar value to the experimental value was obtained, whereas the fire resistance time 150 minutes and 60 minutes were derived from the axial force ratios 0.6 and 0.7. In addition, it was confirmed that the fire resistance time according to the axial force ratio calculated according to the reference equation (Eurocode 4) was lower than the actual experimental value. However, it was confirmed that the standard(Eurocode 4) was higher than the experimental value at the axial force ratio of 0.7. Accordingly, it is possible to confirm the fire resistance characteristics(time-axial force ratio relationship) of the SRC column at high axial force, and to use the experimental and anaylsis data of the SRC column as the data for verification based on Eurocode.

주제어

표/그림 (20)

그림 Fig .1 SRC column axial force ratio-fire time relationship
그림 Fig. 2 Thermal-structural coupled stress analysis procedure
그림 Fig. 3 Composite column element modeling
표 Table 1 FEM Analysis the same as experiment
표 Table 2 Performance standard of column(KS F 2257-1)
표 Table 3 Test details and material
그림 Fig. 4 Thermal properties of concrete (EN-1992-1-2(2005))
그림 Fig. 5 Reduction factor of compression strength for siliceous concrete
그림 Fig. 6 Siliceous concrete stress-strain relationship
그림 Fig. 7 Reduction factor of mechanical properties of steel and reinforcing bar (EN 1993-1-2(2005))
그림 Fig. 8 SM 490 steel stress-strain relationship(EN 1993-1-2(2005))
그림 Fig. 9 SD 400 stirrup stress-strain relationship(EN 1993-1-2(2005))
표 Table 4 Minimum concrete cover for a steel section according to fire resistance (EN 1994-1-2(2005))
그림 Fig. 10 Experimental environment
표 Table 5 Reduction factor(k) of strength(f_c, f_y) and modulus of elasticity(E) at elevated temperature
그림 Fig. 11 Time-temperature according to concrete cover
그림 Fig. 12 R180 Test specimen temperature
표 Table 6 Temperature at 180 minute fire time (Unit: ℃)
그림 Fig. 13 Time-axial displacement relationship in fire according to axial force ratio
그림 Fig. 14 Axial force ratio - fire resistance relationship (EN 1994-1-2(2005),Test, FEM)

AI 본문요약
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문제 정의

5에 따른 재하가열 실험 결과를 해석결과와 비교하였다. (3) 또한, 도출된 해석값 및 실험값을 기준(Eurocode 4)과 비교하여 고축력에서의 매입형 합성기둥의 내화특성(시간-축력비 관계)을 확인하고자 하였다. 이에 따라 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 통한 열해석 및 구조해석방법을 제시하고, 도출된 매입형 합성기둥의 실험 및 해석데이터를 Eurocode 기준의 검증자료로 활용할 수 있을 것으로 보인다.
1724까지 적용하였으며, 실험결과 축 구속비가 클수록 내부축력이 증가하여 내화시간이 감소됨을 확인하였다(Huang et al, 2007). 그리고 단면치수(200 mm-400 mm), 축력비(0.2-0.5)에 따른 수치해석과 내화실험을 실시하여, 축력비에 따른 요구내화시간을 충족시키기 위한 최소단면치수를 알아보고자 하였다. 실험결과 기둥 단면치수가 증가할수록 내화시간이 증가함을 알 수 있었다(Huang et al, 2008).
열전달해석에 따른 실험체 내부의 온도를 확인한 후, 그 값을 적용해 구조해석을 실시하기 위해서는 온도에 따른 재료의 역학적 특성을 정의해야한다. 따라서 고온에서 콘크리트의 역학적 특성을 파악하기 위해, 온도에 따른 압축강도 실험을 실시하였다. 공시체는 28일 수중양생을 실시하고 항온항습실(20 ℃, 60%R.
따라서 실험체 내부 온도에 따른 재료의 기계적·열적 특성을 반영하여 구조해석을 실시하고 이에 따른 결과를 확인할 수 있다.
본 연구에서는 유한요소해석 프로그램인 ANSYS를 활용하여 화재시 축력비에 따른 합성기둥의 온도분포 및 거동을 파악고자 하였다. 시간에 따른 가열조건을 적용하기 위해서 과도상태 열전달해석(transient state thermal analysis)을 수행하였으며, 일정한 하중을 적용하여 정적구조해석(static structural)을 수행하였다.
또한 Huang은 매입형 합성기둥의 I형강 단면과 축구속 비율에 따른 내화실험 및 유한요소해석을 실시하였다. 축구속비란 부재의 축강성 따른 적용비로 주변 구조물에 따라 축구속 효과가 달라지므로, 이에 따른 내화성능의 특성을 확인하기 위해 연구를 수행하였다. 축구속 비율은 0에서 0.

제안 방법

따라서, 본 연구에서는 3단계로 나누어 연구를 수행하였다. (1) 온도에 따른 비선형 재료모델을 활용해 화재 시 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 유한요소해석을 실시하였다. 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 통해 과도상태 열해석을 실시해 합성기둥의 온도분포를 확인하고, 축력비 0.
5에 따른 정적구조해석을 실시하였다. (2) 그리고 선행연구(Kim and Choi, 2019)에서 진행한 축력비 0.7, 0.6, 0.5에 따른 재하가열 실험 결과를 해석결과와 비교하였다. (3) 또한, 도출된 해석값 및 실험값을 기준(Eurocode 4)과 비교하여 고축력에서의 매입형 합성기둥의 내화특성(시간-축력비 관계)을 확인하고자 하였다.
실험결과에 따라 도출된 내화시간 기준으로 작성하였으며, 가열시간이 증가할수록 실험체 외곽으로 갈수록 온도가 증가하여 강도감소계수가 감소하는 것을 알 수 있었다. 180분까지의 가열 시간에 따른 공칭압축강도(P_fi,n)를 산정하였으며, 상온에서의 공칭압축강도(P_n)에 대한 비(P_fi,n/P_n)로 나타내어 이를 해석값 및 실험값과 비교하였다.
2. 또한 고온에서의 재료의 강도저감을 적용하여 기준(Eurocode)식에 따른 화재시 공칭압축강도를 산정하였다. 상온에서의 공칭압축강도대비 비로 나타내어 실험 결과와 비교한 결과, 축력비 0.
3.1절에서와 같이 Eurocode기준에서 고온에서의 재료강도감소를 고려한 Simplified calculation models를 사용하여 합성기둥의 공칭압축강도를 산정하고, 가열시간에 따른 축력비로 나타내어 이를 해석 및 실험값과 비교하였으며, Fig.1의 기존연구자들의 축력비에 따른 내화시간과 비교하여 나타내었다.
해석변수 및 조건은 Table 1과 같다. ASTM E 119 가열곡선을 기둥 4면에 적용하여 실험체의 온도분포를 확인하였으며, 높은 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 내화성능을 확인하기 위해 KBC 2016 기준에 따라 산정한 상온에서 공칭압축강도 (P_n)에 70 %, 60 %, 50 %의 하중을 재하하여 해석을 진행하였다. 시간에 따른 압축변위를 측정하여 Table 2과 같이 KS F 2257-1(2014)의 성능기준인 축방향 변형량 30 mm, 분당 축변 형량 9 mm를 초과하면 파괴된 것으로 간주하여 내화성능을 도출하였다.
5 mm, 128 mm)에서의 온도를 도출 및 측정하여 비교하였다. Eurocode의 경우 EN 1992-1-2(2004)의 가열시간에 따른 콘크리트 온도분포에 따라 도출하였으며, 실험값은 재하가열실험 시 콘크리트 내부에 열전대를 설치하여 시간에 따른 온도를 측정하였다. 유한요소해석을 통해 온도를 도출한 결과 콘크리트 피복두께 28.
Mao and Kodur와 Huang의 단면 250 mm×250 mm에서 400 mm×400 mm의 실험체를 기준으로 동일 축력비에서의 내화시간을 비교하였다.
Eurocode에 따른 매입형 합성기둥의 사양적 기준은 Table 4와 같다. Table 4은 내화 등급에 따른 최소 철골피복두께를 나타내고 있으며, 본 연구에서 대상으로 한 실험체의 경우 철골피복두께 100 mm로 내화성능 180분 이상을 만족하도록 계획하였다.
06 mm², I = 3,217 mm⁴)을 단면 2차 모멘트가 유사한 가로, 세로 15 mm 인 정사각형(A = 225 mm², I = 4,218 mm⁴))으로 모델링하였다. 강재 및 철근과 콘크리트의 접촉조건은 면대면(surfaceto-surface)을 사용하였으며, 재료간 마찰을 고려하기 위해 Ehab and Young의 조건과 동일한 마찰(frictional)로 적용하여 마찰계수를 0.25를 입력하였다(Ellobody, 2007). 그리고 상부 플레이트와 실험체간 접촉조건은 완전부착(bonded)을 적용하였다.
따라서 고온에서 콘크리트의 역학적 특성을 파악하기 위해, 온도에 따른 압축강도 실험을 실시하였다. 공시체는 28일 수중양생을 실시하고 항온항습실(20 ℃, 60%R.H.)에서 기건양생을 실시한 후 진행하였다. 실험은 사전비재하로 수행되었으며, 비재하 상태에서 가열하여 목표온도에 도달시 역학실험을 실시하였다.
과도열전달해석을 통해 ASTM E 119 가열곡선에 따른 매입형 합성기둥의 시간-온도 그래프를 확인하고, Fig .11과 같이 EN 1992-1-2(2004)및 실험값과 비교하였다. 콘크리트 모서리부터 콘크리트 중앙방향으로 간격(28.
일반적으로 자연현상뿐만 아니라 응용 분야에서는 정상상태의 경우보다도 과도상태의 열전달이 일반적이다. 구조해석 또한 오랜시간이 지난 후의 결과인 정적구조 해석과 특정시간에서의 변위 및 응력을 확인할 수 있는 동적구조해석(dynamic structural analysis)으로 나뉘는데, 본 연구에서는 시간에 관계없이 일정한 하중을 재하하였으므로 정적구조해석을 실시하였다. 유한요소해석 절차는 Fig .
하중 조건을 적용하기위해 실험체와 함께 상부플레이트(top plate) 를 모델링하였고, 하중면의 반대편 실험체 하부면에 구속조건을 적용하였다. 그리고 메쉬 퀼리티(mesh quality)를 높이고 해석시간을 단축하기 위해 HD16 주철근(A = 201.06 mm², I = 3,217 mm⁴)을 단면 2차 모멘트가 유사한 가로, 세로 15 mm 인 정사각형(A = 225 mm², I = 4,218 mm⁴))으로 모델링하였다. 강재 및 철근과 콘크리트의 접촉조건은 면대면(surfaceto-surface)을 사용하였으며, 재료간 마찰을 고려하기 위해 Ehab and Young의 조건과 동일한 마찰(frictional)로 적용하여 마찰계수를 0.
25를 입력하였다(Ellobody, 2007). 그리고 상부 플레이트와 실험체간 접촉조건은 완전부착(bonded)을 적용하였다.
절차에 따라 Engineering data에 각 재료별 온도에 따른 기계적·열적 특성을 입력한다. 그리고 실제 실험체와 동일한 상세의 매입형 합성기둥을 모델링하고 메쉬 퀄리티를 확인한다. 시간에 따른 가열조건을 적용한 과도열해석을 진행하여 시간에 따른 온도분포를 확인하고, 온도분포결과를 구조해석 실험체 표면에 적용시킨 후 일정한 하중을 재하한 정적구조해석을 실시한다.
따라서, 본 연구에서는 3단계로 나누어 연구를 수행하였다. (1) 온도에 따른 비선형 재료모델을 활용해 화재 시 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 유한요소해석을 실시하였다.
화재시 높은 축력비에서의 매입형 합성기둥의 성능 및 거동을 알아보기 위해서 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 이용하여 열전달해석 및 구조해석을 실시하였다. 또한 재하가 열실험을 실시하고, 가열시간에 따른 공칭압축강도를 산정해 이를 해석결과와 비교분석하였다. 연구과정에서 도출된 결과는 다음과 같다.
본 연구에서는 선행연구(Kim and Choi, 2019)에서 진행한 재하가열실험과 동일한 실험체를 기준으로 유한요소해석 및 기준에 따른 검토를 실시하여, 실험과 비교분석하였다. 선행 연구에서 실시한 재하가열실험은 한국건설기술연구원 기둥 가열로를 이용하여 수행하였으며, 실험방법은 ASTM E 119 - 15(Standard test methods for fire tests of building construction and materials, 2015)에 따라 실시하였다.
본 연구에서는 실험결과에 따른 강도 감소와 응력-변형률 곡선을 유한요소해석에 적용하였다.
따라서 실험체 내부 온도에 따른 재료의 기계적·열적 특성을 반영하여 구조해석을 실시하고 이에 따른 결과를 확인할 수 있다. 본 연구에서는 축력비에 따른 응력분포 및 압축변위를 확인하고, 성능 기준에 따른 내화성능을 도출하여, 실제 실험결과와 비교분석 하였다.
본 연구에서는 콘크리트 비열 고려시 수분함량 3%와 열전도율 고려시 하한값을 해석에 적용하였다(Fig.4
EN 1993-1-2(2005) 에서는 응력-변형률 선도의 경우 강재의 변형률 2 %이내인 경우와 변형률 2 %보다 큰 범위에서 변형률-경화(strain-hardening)을 고려한 응력-변형률 관계로 구분하고 있다. 본 해석에서는 EN 1993-1-2(2005)의 온도에 따른 응력-변형률 관계식을 사용해 변형률이 2 %보다 큰 범위에서 변형률-경화가 고려될 경우를 참고하여 강재와 철근의 기계적 물성을 입력하였다. 이에 따른 철근 및 강재의 온도에 따른 기계적 물성의 강도감소계수는 Fig.
본 연구에서는 유한요소해석 프로그램인 ANSYS를 활용하여 화재시 축력비에 따른 합성기둥의 온도분포 및 거동을 파악고자 하였다. 시간에 따른 가열조건을 적용하기 위해서 과도상태 열전달해석(transient state thermal analysis)을 수행하였으며, 일정한 하중을 적용하여 정적구조해석(static structural)을 수행하였다. 열전달해석은 정상상태(steady state)와 과도상태 (transient state)로 나뉘는데, 정상상태 열해석의 경우 시간에 관계없이 온도하중에 따른 온도구배를 나타내고, 과도상태 열해석의 경우 시간에 따른 온도구배를 나타낸다(Kwak and Choi, 2019).
그리고 실제 실험체와 동일한 상세의 매입형 합성기둥을 모델링하고 메쉬 퀄리티를 확인한다. 시간에 따른 가열조건을 적용한 과도열해석을 진행하여 시간에 따른 온도분포를 확인하고, 온도분포결과를 구조해석 실험체 표면에 적용시킨 후 일정한 하중을 재하한 정적구조해석을 실시한다. 따라서 실험체 내부 온도에 따른 재료의 기계적·열적 특성을 반영하여 구조해석을 실시하고 이에 따른 결과를 확인할 수 있다.
)에서 기건양생을 실시한 후 진행하였다. 실험은 사전비재하로 수행되었으며, 비재하 상태에서 가열하여 목표온도에 도달시 역학실험을 실시하였다. 가열조건은 분당 5 ℃의 온도로 상승시켜 목표온도에 도달한 후 계속 가열하여 실험체가 목표온도로 열평형이 되도록 하였다.
합성기둥 공칭압축강도의 70 %, 60 %, 50 %의 힘을 재하하여 실험을 진행하였으며, Table 2와 같이 KS F 2257-1(2014)의 성능기준을 초과하면 파괴된 것으로 간주하였다. 실험체 내부에 열전대를 설치하여 시간에 따른 실험체 온도를 측정하였으며, 시간에 따른 축변형량을 측정하고 이에 따른 내화성능을 도출하였다. 실제 실험체 설치 사진은 Fig.
선행 연구에서 실시한 재하가열실험은 한국건설기술연구원 기둥 가열로를 이용하여 수행하였으며, 실험방법은 ASTM E 119 - 15(Standard test methods for fire tests of building construction and materials, 2015)에 따라 실시하였다. 실험체 상세는 Table 3와 같고, ASTM E 119 가열곡선에 따라 4면 가열을 실시하였으며, 구속조건은 양단 단순지지로 하부 면에 하중을 재하하는 방식으로 진행되었다. 합성기둥 공칭압축강도의 70 %, 60 %, 50 %의 힘을 재하하여 실험을 진행하였으며, Table 2와 같이 KS F 2257-1(2014)의 성능기준을 초과하면 파괴된 것으로 간주하였다.
11과 같이 EN 1992-1-2(2004)및 실험값과 비교하였다. 콘크리트 모서리부터 콘크리트 중앙방향으로 간격(28.5mm. 57 mm, 85.5 mm, 128 mm)에서의 온도를 도출 및 측정하여 비교하였다. Eurocode의 경우 EN 1992-1-2(2004)의 가열시간에 따른 콘크리트 온도분포에 따라 도출하였으며, 실험값은 재하가열실험 시 콘크리트 내부에 열전대를 설치하여 시간에 따른 온도를 측정하였다.
콘크리트 인장강도는 콘크리트 압축강도의 0.1배를 적용하였으며, 파괴에너지(fracture energy, G_J)는 100 J/m²을 적용하였다. 파괴에너지는 콘크리트의 단위면적의 균열을 일으키는데 소요되는 에너지로써 응력-변형률 곡선의 면적으로부터 계산되는데 유한요소해석프로그램(ANSYS)에서 콘크리트 비선형 모델에 적용되는 값을 사용하였다.
1배를 적용하였으며, 파괴에너지(fracture energy, G_J)는 100 J/m²을 적용하였다. 파괴에너지는 콘크리트의 단위면적의 균열을 일으키는데 소요되는 에너지로써 응력-변형률 곡선의 면적으로부터 계산되는데 유한요소해석프로그램(ANSYS)에서 콘크리트 비선형 모델에 적용되는 값을 사용하였다. 강재 및 철근의 경우 고온에서의 역학적 특성을 파악하기 위해 EN 1993-1-2(2005)을 참고하였다.
하중 조건을 적용하기위해 실험체와 함께 상부플레이트(top plate) 를 모델링하였고, 하중면의 반대편 실험체 하부면에 구속조건을 적용하였다.
실험체 상세는 Table 3와 같고, ASTM E 119 가열곡선에 따라 4면 가열을 실시하였으며, 구속조건은 양단 단순지지로 하부 면에 하중을 재하하는 방식으로 진행되었다. 합성기둥 공칭압축강도의 70 %, 60 %, 50 %의 힘을 재하하여 실험을 진행하였으며, Table 2와 같이 KS F 2257-1(2014)의 성능기준을 초과하면 파괴된 것으로 간주하였다. 실험체 내부에 열전대를 설치하여 시간에 따른 실험체 온도를 측정하였으며, 시간에 따른 축변형량을 측정하고 이에 따른 내화성능을 도출하였다.

대상 데이터

3과 같이 진행하였다. 콘크리트와 종방향 철근의 경우 Soild 186 요소를 사용하여 모델링하였으며, 전단철근의 경우 Line body로 모델링하여 Link 180요소를 사용하였다. Soild 186요소는 고차형상함수 요소로써, 정사각형 모서리 절점 중간에 절점이 추가되어 고차변형률 분포를 가지며 적은 수의 요소를 가지 로도 정확한 하고 빠른 수렴이 가능하다는 장점이 있다.

데이터처리

(1) 온도에 따른 비선형 재료모델을 활용해 화재 시 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 유한요소해석을 실시하였다. 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 통해 과도상태 열해석을 실시해 합성기둥의 온도분포를 확인하고, 축력비 0.7, 0.6, 0.5에 따른 정적구조해석을 실시하였다. (2) 그리고 선행연구(Kim and Choi, 2019)에서 진행한 축력비 0.
화재시 높은 축력비에서의 매입형 합성기둥의 성능 및 거동을 알아보기 위해서 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 이용하여 열전달해석 및 구조해석을 실시하였다. 또한 재하가 열실험을 실시하고, 가열시간에 따른 공칭압축강도를 산정해 이를 해석결과와 비교분석하였다.

이론/모형

파괴에너지는 콘크리트의 단위면적의 균열을 일으키는데 소요되는 에너지로써 응력-변형률 곡선의 면적으로부터 계산되는데 유한요소해석프로그램(ANSYS)에서 콘크리트 비선형 모델에 적용되는 값을 사용하였다. 강재 및 철근의 경우 고온에서의 역학적 특성을 파악하기 위해 EN 1993-1-2(2005)을 참고하였다. EN 1993-1-2(2005) 에서는 응력-변형률 선도의 경우 강재의 변형률 2 %이내인 경우와 변형률 2 %보다 큰 범위에서 변형률-경화(strain-hardening)을 고려한 응력-변형률 관계로 구분하고 있다.
4과 같이 EN 1992-1-2(2004)에 따른 규산계 콘크리트의 열적특성을 적용하였다. 또한 강재 및 철근의 경우 EN 1993- 1-2(2005)에 따라 탄소강재의 고온에서의 특성을 사용하였다. 열신장률(thermal elongation)은 원래길이에 대한 늘어난 길이로 기준에서는 규산계 콘크리트와 탄소계 콘크리트로 나눠 제시하고 있다.
본 연구에서는 화재시 매입형 합성기둥의 공칭압축강도를 산정하기 위해 EN 1992-1-2(2004)에 따라 가열시간에 따른 콘크리트 온도분포를 확인하고, 콘크리트의 경우 실험결과와 강재 및 철근의 경우 EN 1993-1-2(2005)에 따른 고온에서의 강도감소계수를 활용하여 공칭압축강도를 산정하였다. 산정 시 적용된 가열시간에 따른 재료별 및 콘크리트 피복두께 별 온도와 그에 따른 강도감소계수는 Table 5와 같다.
본 연구에서는 선행연구(Kim and Choi, 2019)에서 진행한 재하가열실험과 동일한 실험체를 기준으로 유한요소해석 및 기준에 따른 검토를 실시하여, 실험과 비교분석하였다. 선행 연구에서 실시한 재하가열실험은 한국건설기술연구원 기둥 가열로를 이용하여 수행하였으며, 실험방법은 ASTM E 119 - 15(Standard test methods for fire tests of building construction and materials, 2015)에 따라 실시하였다. 실험체 상세는 Table 3와 같고, ASTM E 119 가열곡선에 따라 4면 가열을 실시하였으며, 구속조건은 양단 단순지지로 하부 면에 하중을 재하하는 방식으로 진행되었다.
ASTM E 119 가열곡선을 기둥 4면에 적용하여 실험체의 온도분포를 확인하였으며, 높은 축력비에 따른 매입형 합성기둥의 내화성능을 확인하기 위해 KBC 2016 기준에 따라 산정한 상온에서 공칭압축강도 (P_n)에 70 %, 60 %, 50 %의 하중을 재하하여 해석을 진행하였다. 시간에 따른 압축변위를 측정하여 Table 2과 같이 KS F 2257-1(2014)의 성능기준인 축방향 변형량 30 mm, 분당 축변 형량 9 mm를 초과하면 파괴된 것으로 간주하여 내화성능을 도출하였다.
가열조건은 분당 5 ℃의 온도로 상승시켜 목표온도에 도달한 후 계속 가열하여 실험체가 목표온도로 열평형이 되도록 하였다. 열평형이 되면 하중을 가하여 압축강도 및 응력-변형률 곡선을 도출하였고, ASTM C 39(Standard test method for compressive strength of cylindrical concrete specimens)에 따라 실험을 실시하였다. 실험결과를 EN 1992-1-2(2004)에 따른 규산계 콘크리트의 온도에 따른 압축강도 감소계수와 비교하여 Fig .
열전달해석을 수행하기 위해서는 재료의 열신장률, 열전도율, 비열과 같은 열적특성을 입력해야한다. 콘크리트의 경우 Fig.4과 같이 EN 1992-1-2(2004)에 따른 규산계 콘크리트의 열적특성을 적용하였다. 또한 강재 및 철근의 경우 EN 1993- 1-2(2005)에 따라 탄소강재의 고온에서의 특성을 사용하였다.

성능/효과

Fig .6(b)와 같이 EN 1992-1-2(2004)에 따른 콘크리트의 응력-변형률 곡선과 비교한 결과, 100 ℃이하에서는 극한강도 변형률이 유사하나 200 ℃ 이상에서 EN 1992-1-2(2004)이 실험결과보다 큰 값이 도출되어, 온도에 따른 콘크리트 연성을 EN 1992-1-2(2004)이 실제 실험결과보다 높게 평가하고 있다는 것을 알 수 있다. 예를 들어 500 ℃의 경우 EN 1992-1-2(2004)는 극한강도 변형률 0.
1. 온도에 따른 비선형 응력-변형률 곡선을 적용하여 유한 요소해석을 실시한 결과, 축력비 0.7에서는 60분, 축력비 0.6에서는 150분, 축력비 0.5에서는 180분 이상의 내화 성능이 도출되었다. 축력비 0.
그리고 콘크리트 피복두께 128 mm에서는 해석값이 372℃로 기준과 실험값인 490 ℃와 443 ℃에 비해 다소 낮은 값이 도출된 것을 알 수 있다. Table 6과 같이 실험, 기준(Eurocode), 해석에 따른 콘크리트 피복두께 별 온도분포를 확인하고, 해석을 기준으로 실험에 따른 결과 와 비교한 결과 오차 범위 약20% 이내로 만족하는 것을 알 수 있다. 과도열전달해석에 따른 가열시간 180분에서의 실험체 내부 온도분포는 Fig .
높은 축력비에서의 내화성능을 확인하고자 재하가열실험 결과를 실시한 결과, 축력비 0.7(R-1)에서는 가열시간 38분에서 전체적인 콘크리트 탈락과 30.9 mm의 급격한 축방향 변위가 발생하였다. 축력비 0.
높은 축력비에서의 내화성능을 확인한 결과, 사양적 기준인 R180에 축력비 0.5(R-3)인 실험체만 만족하고, 축력비 0.7(R-1), 0.6(R-2)에서는 내화성능기준을 만족하지 못한 것을 알 수 있다.
따라서 파괴 시 단면손실이 발생해 조기파괴가 발생한 것으로 예상된다. 또한 기준(Eurocode)을 통한 재료온도에 따른 매입형 합성기둥의 내화성능 도출시 실험값에 비해 다소 보수적인 결과를 보인 것을 알 수 있으나, 축력비 0.7 이상에서는 실험값에 비해 다소 높은 값이 도출되었다. 따라서 단면 400 mm×400 mm 매입형 합성기둥의 경우 0.
이는 기존연구자들이 분석한 바와 같이, 기준(Eurocode)에 따른 내화성능 도출시 전단철근으로 인한 콘크리트 구속효과 미고려로 인한 강도 저평가로 판단된다. 또한 실험과 유한요소해석을 비교한 결과 축력비 0.6, 0.7에서 유한요소해석이 실험에 비해 다소 보수적인 결과가 도출되었다. 축력비 0.
비례한도의 경우 100 ℃까지 항복강도와 동일한 값을 가지다가 100 ℃를 초과하면서 강도가 점차 감소하여 약 400 ℃에서 항복강도의 40 %의 강도를 가진다. 또한 탄성계수의 경우 100 ℃까지 상온에서의 탄성계수와 동일한 값을 유지하다가 100 ℃를 초과하면 점차 감소하여, 500 ℃에서 60 %, 600 ℃에서 급격히 감소하여 상온에서의 강도 값의 30 %의 탄성계수 값을 가지는 것을 알 수 있다. 인장강도와 항복강도의 경우 300 ℃ 이하의 온도에서는 항복강도 및 인장강도의 강도 감소가 일어나지 않아 응력-변형률 선도의 큰 변화가 없다.
5 에서만 Eurocode의 사양적 기준인 R180을 만족한다는 것을 알 수 있었다. 또한, Simplified calculation models(Eurocode)에 따른 결과와 실험 및 기존연구와 비교한 결과, 축력비 0.6 이하의 동일 축력비에서는 기준(Eurocode)에 따른 내화시간이 최대 60분까지 짧게 도출된 것을 알 수 있다. 이는 기존연구자들이 분석한 바와 같이, 기준(Eurocode)에 따른 내화성능 도출시 전단철근으로 인한 콘크리트 구속효과 미고려로 인한 강도 저평가로 판단된다.
본 연구에서 수행한 400 mm×400 mm 단면의 매입형 합성기둥의 경우, 해석 및 실험결과 축력비 0.5 에서만 Eurocode의 사양적 기준인 R180을 만족한다는 것을 알 수 있었다.
산정 시 적용된 가열시간에 따른 재료별 및 콘크리트 피복두께 별 온도와 그에 따른 강도감소계수는 Table 5와 같다. 실험결과에 따라 도출된 내화시간 기준으로 작성하였으며, 가열시간이 증가할수록 실험체 외곽으로 갈수록 온도가 증가하여 강도감소계수가 감소하는 것을 알 수 있었다. 180분까지의 가열 시간에 따른 공칭압축강도(P_fi,n)를 산정하였으며, 상온에서의 공칭압축강도(P_n)에 대한 비(P_fi,n/P_n)로 나타내어 이를 해석값 및 실험값과 비교하였다.
3 mm이 도출되어 해석이 종료되었다. 실험에 따른 결과인 내화성능 38분과 비교하여 내화시간이 약 22분 다소 높은 결과가 도출된 것을 알 수 있다. 또한 축력비 0.
실험결과 기둥 단면치수가 증가할수록 내화시간이 증가함을 알 수 있었다(Huang et al, 2008).위 연구에서 공통적으로 기준(Eurocode)을 통한 검토 결과 실험결과와 비교해 다소 상이한 결과를 보인 것을 알 수 있었다. 특히 세장비 및 축력비가 클수록 이론을 통한 결과와 실험에 따른 값의 차이가 큰 것으로 나타났다.
유한요소해석을 통해 온도를 도출한 결과 콘크리트 피복두께 28.5 mm와 57 mm의 경우, ASTM E 119 곡선의 양상과 유사하게 초반에 온도가 급격히 증가하다가, 점차 기울기가 감소하는 양상을 보여 가열시간 180분에서 각각 910 ℃, 750 ℃가 도출되었다.
12와 같다. 최소 온도는 단면 중앙인 강재 플랜지 안쪽 콘크리트에서 263.24 ℃가 도출되었고, 실험체 외곽으로 갈수록 온도가 증가하여 실험체 제일 외곽부분에서 ASTM E 119 화재곡선의 가열시간 180분 온도인 1052 ℃가 도출된 것을 알 수 있다.
3 mm가 발생하여 해석이 종료되었다. 축력비 0.6(R-2) 실험체 또한 실험에 따른 결과인 내화성능 110분과 비교하여 다소 높은 결과가 도출된 것을 알 수 있다. R-1와 R-2 실험체의 경우 재하가열실험 시 전체적인 콘크리트 피복이 탈락한 것을 알 수 있었다.
이에 따라 Ehab and Young은 전단철근의 구속효과를 고려하는 온도에 따른 콘크리트 재료모델을 적용하여 유한요소해석을 통한 연구를 진행하였다(Ellobody and Young, 2010; Ellobody and Young, 2011). 축력비 및 축구속비에 따른 내화성능을 확인하였으며, 연구결과 유한요소해석을 통한 내화성능 및 구조거동이 실험과 매우 유사하게 도출된 것을 확인하였다. 그러나 Ehab and Young의 연구 이외에 매입형 합성기둥의 온도에 따른 콘크리트의 비선형 재료모델 및 유한요소해석의 적용에 따른 연구는 매우 미비한 실정이다.
위 연구에서 공통적으로 기준(Eurocode)을 통한 검토 결과 실험결과와 비교해 다소 상이한 결과를 보인 것을 알 수 있었다. 특히 세장비 및 축력비가 클수록 이론을 통한 결과와 실험에 따른 값의 차이가 큰 것으로 나타났다. Fig.
13과 같이 나타내었다. 해석결과, 축력비 0.7(R-1)에서는 가열 시작함과 동시에 압축변위가 점차 증가하면서 가열시간 약 60분에서 콘크리트 외곽에 큰 변형이 발생하고, 압축변위가 12.3 mm이 도출되어 해석이 종료되었다. 실험에 따른 결과인 내화성능 38분과 비교하여 내화시간이 약 22분 다소 높은 결과가 도출된 것을 알 수 있다.

후속연구

3. 따라서 단면 400 mm×400 mm의 매입형 합성기둥의 EN 1994-1-2 통한 내화성능 도출시 축력비 0.6 이상에서 콘크리트 폭열 및 고축력에 따른 내화성능 저하에 대한 면밀한 실험 및 관찰이 요구된다.
따라서 단면 400 mm×400 mm 매입형 합성기둥의 경우 0.6이상의 고축력비에서 보다 많은 실험을 통한 고려가 필요할 것으로 판단된다.
(3) 또한, 도출된 해석값 및 실험값을 기준(Eurocode 4)과 비교하여 고축력에서의 매입형 합성기둥의 내화특성(시간-축력비 관계)을 확인하고자 하였다. 이에 따라 유한요소해석프로그램(ANSYS)을 통한 열해석 및 구조해석방법을 제시하고, 도출된 매입형 합성기둥의 실험 및 해석데이터를 Eurocode 기준의 검증자료로 활용할 수 있을 것으로 보인다.

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저자의 다른 논문 :

표제어: PCR

동의어: Packet Collision Rate

용어 설명 출처 목록 (6)

용어 설명: PCR은 세균 특이성이 있는 primer를 이용하여 적은 수의 세균이 있을지라도 쉽게 검출할 수 있는 유용한 방법이며, 이를 이용하여 구강 내 치면세균막이나 타액에서 직접 세균을 검출할 수 있게 되었다[8].

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