하중비 변화에 따른 내화강재 H형강 기둥부재의 내화성능평가

1. 서 론

강구조 건축물의 화재 안전성 확보는 구조공학 분야에서 오랜 기간 중요하게 다루어져 온 핵심 기술 과제이다. 구조용 탄소강재는 고온 환경에 노출되면 강도(strength)와 강성(stiffness)이 급격히 저하되며, 실제 건축물 화재와 다수의 연구 결과에 따르면 화재 발생 이후 비교적 짧은 시간 내에 구조적 붕괴가 발생할 위험성이 높은 것으로 보고되고 있다^[1].

이러한 문제를 해결하기 위한 대안으로, 고온 환경에서 기계적 성능을 안정적으로 유지할 수 있는 내화강재(fire resistant Steel)의 개발이 활발히 이루어지고 있다. 내화강재는 고온 조건에서도 일반 구조용 탄소강재에 비해 높은 수준의 항복강도와 탄성계수를 유지할 수 있어, 구조적 안전성을 효과적으로 확보할 수 있다^[2]. 이러한 열적 안전성은 Mo, Nb, Cr 등의 합금 원소 첨가에 따라 유도되는 미세조직 개선 효과(microstructureal refinement)에 기인하며, 여기에는 나노카바이드 석출, Acicular phase 형성, Solid solution strengthening 등이 포함된다^[3]-[7].

한편, 내화피복의 과도한 사용은 시공성 저하와 탄소 배출 증가로 이어질 수 있기 때문에, 동일한 내화성능을 확보하면서도 피복 두께를 줄일 수 있는 내화강재의 적용은 시공 효율성과 친환경성 측면에서 주목받는 설계 대안으로 평가되고 있다.

1970년대 이후 미국, 프랑스, 일본, 한국 등에서는 내화강의 상용화가 활발히 이루어졌으며, 이를 통해 기존 내화피복재(fire protection coating)의 사용량을 상당히 절감할 수 있다는 실험적 근거가 확보되었다^[8]-[11]. 특히 일본에서는 체육관, 박물관과 같은 대규모 공간 구조물에 내화피복 없이 내화강을 직접 적용한 사례가 보고되어 내화강이 경제적 및 환경적으로 지속 가능한 구조재료로 평가받고 있다^[10].

1990년대 이후 항복강도 및 탄성계수의 고온 저감계수(reduction factors)에 대한 재료적 특성 연구는 비교적 활발히 진행되어 왔으나, 내화강재를 적용한 구조부재의 거동, 특히 기둥의 고온 압축 좌굴거동에 대한 체계적인 연구는 여전히 부족한 실정이다. 이러한 기초데이터의 부족은 내화강재의 구조적 특성을 설계에 반영하는 데 한계를 초래하고 있으며, 실제로 유럽의 Eurocode 3 Part 1.2^[12] 및 미국의 AISC 360-16^[13]과 같은 주요 설계 기준에서도 내화강재에 특화된 별도의 설계 지침이 마련되지 못하고 있는 실정이다.

이에 따라 최근에는 내화강재가 적용된 구조부재의 내화성능 검증을 위한 실험 및 해석 기반 연구가 본격화되고 있다. Chung et al.^[14]는 내화강재가 적용된 보-기둥 접합부에 대한 내화실험을 통해 일반강 대비 내화성능 향상을 정량적으로 입증하였고, Shi et al.^[15]는 WGJ 내화강재로 제작된 H형강 기둥에 대한 수치해석 기반의 내화성능 평가를 통해 Eurocode 3의 설계식의 보완 필요성을 제시하였다. 이와 같은 배경을 바탕으로 이 연구에서는 항복강도 355 MPa급 내화강재(FR355)로 제작된 H형강 기둥의 내화성능을 정량적으로 평가하고, 기존 구조용 탄소강재와의 구조적 거동 차이를 비교·분석함으로써 내화강재의 설계 적용 가능성을 검토하고자 한다. 이를 통해 현행 설계 기준의 보완 필요성을 도출하고, 내화 구조 설계에 있어 실용적인 설계 지침 마련에 기여하는 것을 목표로 한다.

2. 실험계획

2.1 실험체 계획

내화강재의 고온 좌굴거동을 검토하기 위해 ISO 834 표준화재곡선에 따른 재하가열 실험을 수행하였다. 총 6개의 기둥 실험체를 열간압연된 H형강으로 제작하였으며, 사용된 강재는 현대제철에서 생산된 반 구조용 탄소강재(SM355)와 내화강재(FR355)이다. 두 강재의 내화성능 차이를 비교하기 위해 동일한 형상 및 치수로 설계하였다.

Fig. 1과 같이, 각 기둥 실험체는 높이 3,050 mm (양단 엔드플레이트 포함), 단면 형상 H-300×300×10×15 mm로 설계되었으며, 상·하부에는 두께 25 mm의 강판을 용접하여 재하 장치에 연결 가능하도록 제작하였다. 단면 치수와 길이는 KS F 2257-7:2014^[16] 「건축 부재의 내화시험 방법 – 기둥의 성능 조건」의 기준에 따라 결정하였으며, EN 1993-1-1^[17]의 5.5.2절에 따라 Class 1 (미국 AISC 기준의 Compact 단면에 상응) 단면으로 분류된다.

Fig. 1.

Geometrical dimensions of H-section columns and arrangement of thermocouple

기둥의 단면 내 및 길이 방향 온도 분포를 정밀하게 계측하기 위해, 직경 1.6 mm Type-K 열전대를 기둥 실험체의 두 단면(Section A, Section B)에 설치하였다. 해당 단면은 기둥 중심으로부터 각각 300 mm 떨어진 위치에 배치되었으며, 각 단면에서는 상부 플랜지 가장자리로부터 30 mm 떨어진 지점, 웨브 중앙부, 하부 플랜지에 열전대를 배치하여 플랜지-웨브 간 온도 구배 및 단면 온도 편차를 계측할 수 있도록 하였다. 이러한 설치 방식은 시험체의 주요 열영향부에서의 온도 변화를 정량적으로 파악하고, 단면 내 비균일한 열 분포가 기둥의 좌굴 및 내력 저하에 미치는 영향을 분석하기 위한 것으로, 국내 내화시험 기준(KS F 2257-7)의 측정 위치 지침을 준수하였다.

Fig. 2.

Fire resistance test set-up for steel columns

2.2 재하가열실험

실제 건축 구조물의 하중 조건을 반영하여 기둥의 내화성능을 평가하기 위해, 이 연구에서는 AISC 360-16^[13] 기준에 따라 산정된 상온 공칭 압축 내력(N_u)을 기준으로 하중비(load ratio, R =N_F/N_u)를 설정하였다. 적용된 재하 하중(N_F)은 Table 1에 제시된 바와 같이 N_u의 40 %, 50 %, 60 %에 해당하는 값으로 적용하였으며, 이는 기존 선행연구에서 고려된 하중비 범위와 일치한다. 이러한 하중 조건 설정은 고온 환경에서 하중비에 따른 기둥의 좌굴거동 및 내화성능 변화를 체계적으로 분석하기 위한 목적에 기반한다.

Table 1.

Test parameters for column fire resistance tests

실험은 한국건설기술연구원(KICT) 내화실험동에 설치된 직경 2.0 m, 높이 5.0 m의 수직 가열로를 사용하여 수행하였으며, 실험체에 축하중을 일정하게 유지한 상태에서 ISO 834 표준화재곡선에 따라 가열로를 가열하는 비정상(transient) 가열 방식이 적용되었다. 이때 가열온도는 KS F 2257-1:2019^[18]에 정의된 시간-온도 관계식에 따라 식 (1)과 같이 설정하였다.

$\[ T=345{\text{log}}_{\text{10} }\left(8t+1\right)+20 \]$

(1)

• 여기서, T : 가열로 내부온도(℃), t : 경과 시간(분)

Fig. 3(a)는 재하가열실험 동안 가열로 내부에 설치된 12개의 열전대에서 계측된 평균온도 이력을 나타낸 것이다. 모든 실험에서의 가열로 온도는 ISO 834 표준화재곡선과 전반적으로 유사한 경향을 보였으며, Fig. 3(b)에 나타낸 온도편차 또한 ISO 834에서 규정한 허용편차 범위 이내에 있었다.

Fig. 3.

Furnace temperature validation against ISO 834 standard fire curve

이러한 결과는 본 실험에 사용된 가열로의 온도제어가 안정적이었고, 실험의 재현성 또한 충분히 확보되었음을 입증한다.

3. 실험결과

3.1 단면별 온도 변화 양상

Fig. 4는 내화 피복이 적용되지 않은 H형강 기둥 실험체의 상·하부 단면(Section A 및 Section B)에서 측정된 온도–시간 곡선을 나타낸 것이다. 가열로 내 대류열의 축적 및 상부 방향 열 집중 현상으로 인해, 상부에 위치한 Section B가 하부에 위치한 Section A보다 전반적으로 더 높은 온도를 나타내는 경향이 관찰되었다. 그러나 두 단면 간의 최대 온도 차이는 40℃ 미만으로, 기둥 길이 방향에 따른 온도 구배는 구조 거동에 미치는 영향이 미미한 수준으로 판단되며, 이에 따라 수직 방향 온도 불균일성의 영향은 무시 가능한 것으로 간주된다.

Fig. 4.

Sectional temperature variation against time

3.2 축변형 및 축변형률 변화 양상

Fig. 5는 탄소강재 기둥과 내화강재 기둥의 하중비 변화에 따른 최종 파괴 형상을 나타낸 것이다. 모든 실험체는 국부좌굴(local buckling)에 의해 파괴되었으며, 전체 좌굴(global buckling)은 관찰되지 않았다. 실험체의 축변위-시간 곡선 및 축변형률 곡선을 Fig. 6에 나타내었다. 시험체의 축변형 거동은 세 가지 주요단계로 구분할 수 있다(Fig. 6(a) 참조).

Fig. 5.

Failure modes of column specimens

Fig. 6.

Axial displacement-time curves and compression deformation rate curves

1단계: Thermal expansion stage (A-B)

온도 상승에 따라 시험체가 열팽창을 일으키며 축변위가 점차 증가하는 구간이다. 열팽창 효과가 축하중에 의한 수축 변형을 상쇄하여 전체적인 팽창 변형이 우세하게 나타난다.

2단계: Softening stage (B-C)

온도 상승으로 강재의 기계적 성능이 급격히 저하되면서 열팽창 효과는 감소하고, 축하중에 의한 수축 변형이 우세해진다. 이에 따라 축변위는 정점에 도달하거나 감소세로 전환된다.

3단계: Accelerated failure stage (C-D)

재료의 기계적 성능이 임계 온도에 근접하면서 급격히 열화되어 시험체의 하중지지력이 빠르게 상실되고, 축변형률이 단시간 내 급격히 증가한다. 이에 따라 축변위-시간 곡선은 급격한 감소 양상을 보이며 파괴에 도달한다.

3.3 내화시간 산정 기준 비교

2.3절에서 언급한 바와 같이, 화재 하중을 받는 구조 부재의 내화성능 평가는 일반적으로 변형량(deformation)과 변형속도(deformation rate)를 기준으로 한 구조적 파괴 기준에 따라 수행된다. 이러한 지표들은 고온 환경에서 시간에 따른 기하학적 변형의 누적 및 변화 속도를 정량적으로 반영할 수 있기 때문에, 국내외 주요 내화시험 기준에서도 구조성능 평가의 핵심 지표로 널리 활용되고 있다.

본 절에서는 이와 같은 변형 기준과 변형속도 기준의 적용 차이가 개별 부재의 내화성능 산정에 어떤 영향을 미치는지 정량적으로 분석하였다. Table 2는 실험체별로 두 기준을 적용하여 산정한 내화시간을 비교한 결과를 정리한 것이다. 모든 실험체에서 변형 기준에 따른 내화시간이 변형속도 기준에 비해 일관되게 더 길게 평가되었다.

Table 2.

Comparison of fire resistance times based on deformation and deformation rate criteria

이는 변형속도 기준이 고온 환경에서 발생하는 국부적 기하학적 변화 및 급격한 변형률 증가에 보다 민감하게 반응함으로써, 상대적으로 보수적인 내화성능 평가 결과를 초래하는 경향이 있음을 시사한다. 한편, 변형 기준에 따른 내화시간이 더 길게 평가되는 또 다른 원인으로는, 하중이 급격히 감소하는 구간에서 재하장치 및 계측 시스템의 응답 속도 한계나 측정 정확도의 저하로 인해 실험체 파괴거동이 지연되어 반영될 가능성이 제기된다. 이러한 시스템적 제약은 변형 기준을 적용할 경우 파괴 시점이 실질보다 지연되어 평가될 수 있는 잠재적 요인으로 작용할 수 있다.

3.4 탄소강재와 내화강재 붕괴임계온도 비교

붕괴임계온도(Critical temperature)는 구조 부재가 일정 온도에 도달했을 때 하중지지력의 급격한 저하되는 시점의 온도로 정의되며, 열적 거동만을 기반으로 내화성능을 판정할 수 있다는 점에서 내화성능평가에 효과적인 지표로 활용된다. Fig. 7은 붕괴임계온도 개념을 적용한 H형강 기둥의 내화설계 절차를 도식화한 것이다. 먼저, 설계 대상 부재의 단면 형상 및 축하중 조건을 바탕으로 유럽(EN 1993-1-2^[12]) 및 미국(AISC 360^[22]) 설계기준에서 제안하는 경험식을 통해 붕괴임계온도 T_Cr를 산정한다. 이후, 구조물의 요구내화시간 t_R 조건 하에서의 강재 온도 T_S는 구조 열해석을 통해 산출되며, T_S와 T_Cr의 상대 비교를 통해 내화피복 적용 여부를 판단할 수 있다.

Fig. 7.

Application of critical temperature

현재 EN 1993-1-2^[12]에서는 탄소강재를 대상으로 붕괴임계온도를 활용도(Utilization ratio)에 따라 약 350℃–750℃ 사이의 범위로 제시하고 있다. 그러나 내화강재에 대해서는 명확한 임계온도 기준이 정의되어 있지 않으며, 설계 시 고온 성능을 정량적으로 평가할 수 있는 공인된 기준이 부재한 실정이다.

이에 본 절에서는 탄소강재(SM355)와 내화강재(FR355)가 적용된 H형강 기둥 실험체를 대상으로, 하중비 변화에 따른 붕괴임계온도를 국내 내화성능 평가 기준인 AND 조건에 따라 도출하였으며, 그 결과를 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 8.

Comparison of critical temperatures of SM355 and FR355 columns under varying load ratios

모든 하중 조건에서 내화강재는 탄소강재 보다 높은 붕괴임계온도를 나타냈으며, 하중비가 증가할수록 그차이는 점진적으로 확대되는 경향을 보였다. 하중비 n = 0.4 조건에서는 내화강재의 임계온도가 탄소강재보다 약 8.1 % 높았으며, n = 0.5에서는 11.6 %, n = 0.6에서는 13.6 %까지 증가하였다, 이는 절대 온도 기준으로는 약 52℃–76℃의 임계온도 향상에 해당된다. 이러한 결과는 내화강재가 고온 환경에서도 우수한 기계적 안정성을 유지함을 의미하며, 이는 구조 부재의 붕괴 시점을 지연시켜 내화시간을 향상이 가능하다는 점을 입증한다. 특히, 동일한 설계 내화성능 확보하는 조건에서 내화강재는 요구되는 내화피복 두께를 감소 시킬 수 있는 잠재력을 가지며, 이는 시공 효율성 및 경제성 측면에서도 상당한 이점을 제공한다. 또한, 하중비가 0.4에서 0.6으로 증가할 때 탄소강재는 임계온도가 약 82℃ 감소하는 반면, 내화강재는 약 58℃ 수준의 비교적 완만한 감소를 보이며, 하중-온도 민감도 측면에서 보다 안정적인 거동을 보였다. 이는 실제 화재 조건 하에서 온도 상승이 연료 소진 및 산소 공급 제한 등으로 일정 수준에서 정체되기 때문에, 높은 임계온도를 확보한 내화강재는 화재 후 구조 안전성 유지에 더욱 효과적일 것으로 판단된다.

4. 붕괴임계온도 설계 예측식

본 절에서는 내화강재(FR355) 및 탄소강재(SM355)가 적용된 H형강 기둥 실험체를 대상으로, Eurocode 3 Part 1-2 및 AISC 360 기준에서 제시하는 붕괴임계온도 예측식의 적용성과 예측 정확도를 평가한다.

4.2 미국설계기준(AISC 360-22^[22])

AISC 360 기준에서는 고온 환경에서 압축 부재의 좌굴에 의해 조기에 파괴될 수 있는 거동을 정량적으로 반영하기 위하여, 세장비 λ와 하중비 R를 동시에 고려한 붕괴임계온도 T_Cr 예측식을 식 (5)와 같이 제시하고 있다. 이 식은 부재의 좌굴 민감도를 반영하여, 고세장 압축 부재에서 붕괴임계온도의 감소 경향을 설계에 반영할 수 있다.

$\[ T_{Cr}=858-0.455\times \lambda -722\times R \]$

(5)

$\[ \lambda =\frac{L_c}{r} \]$

(6)

• 여기서, L_c : 유효 좌굴 길이, r : 단면의 이차반경

기준식의 예측 정확성을 정량적으로 비교·분석하기 위해, 기둥 내화실험을 통해 도출된 붕괴임계온도와 Eurocde 및 AISC 기준식으로 계산된 예측값을 Table 3에 정리하였다. 탄소강재에 대해 Eurocode 기준식은 평균 Test-to-predict ratio가 1.02로 나타나, 비교적 우수한 예측 정확도를 보였다. 반면, 내화강재의 경우에는 실험값 대비 약 11.5 % 낮은 붕괴임계온도를 예측하여, 실제보도 보수적인 결과를 산출하는 경향을 나타냈다. 이 결과는 Eurocode 예측식이 탄소강재의 고온 특성을 기반으로 개발되었기 때문에, 고온에서 기계적 성능이 향상된 내화강재에 대해서는 과소평가할 수 있음을 시사한다.

Table 3.

Assessment of critical temperature prediction accuracy

한편, AISC 기준은 세장비와 하중비를 모두 반영하는 설계식임에도 불구하고, 전반적으로 Eurocode에 비해 예측 정확도가 낮았다. 탄소강재에서는 평균 1.23, 내화강재에서는 1.37의 Test-to-predict ratio를 보이며, 실제보다 19 %–27 % 낮은 임계온도를 제시하였다. 이러한 결과는 기존 기준식이 탄소강재에 최적화되어 개발되었음을 시사하며, 고온 특성이 개선된 내화강재(FR355)의 성능을 정량적으로 반영할 수 있는 보다 정교한 예측식의 도출이 필요함을 뒷받침한다.

5. 결 론

이 연구에서는 고온 기계적 특성이 향상된 내화강재(FR355)를 H형강 기둥에 적용하였을 때의 내화성능 향상 효과를 정량적으로 평가하고, 이를 기존 구조용 탄소강재(SM355)와 비교·분석함으로써 내화강재의 구조설계 적용가능성을 검토하였다. 이를 위해 총 6개의 기둥 실험체를 제작하여 ISO 834 표준화재 조건에서 재하가열 실험을 수행하였고, 다양한 평가 기준을 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.

• (1) 변형 기준과 변형속도 기준의 비교 결과, 모든 실험체에서 변형 기준에 따른 내화시간이 변형속도 기준보다 일관되게 더 길게 평가되었으며, 변형속도 기준이 고온 환경에서 국부적 거동 변화에 민감하게 반응하여 상대적으로 보수적인 내화시간 산출하는 경향을 보였다.
• (2) 내화강재는 동일한 하중 조건에서 탄소강재보다 평균 52℃–76℃ 높은 붕괴임계온도를 확보하였으며, 하중비 증가 시에도 임계온도 저하 폭이 상대적으로 작게 나타났다. 이는 내화강재가 고온에서 더 안정적인 하중지지 성능을 발휘함을 의미하며, 구조물의 붕괴 시점을 지연시켜 실질적인 내화시간 연장 효과를 제공할 수 있음을 입증한다.
• (3) Eurocode 3 기준의 임계온도 예측식은 탄소강재에 대해 평균 Test-to-predict ratio가 1.02로 우수한 예측 정확도를 보였으나, 내화강재에 대해서는 평균 약 11.5 % 낮은 임계온도를 산출하여 지나치게 보수적인 예측결과를 나타냈다. 반면, AISC 360 기준식은 예측 정확도가 낮아, 특히 내화강재에서는 최대 27 %까지 임계온도를 과소평가하는 경향을 보였다.
• (4) 이러한 결과는 현행 설계기준식이 탄소강재의 고온 특성을 기반으로 작성되어 내화강재의 고온성능을 정량적으로 반영하지 못하고 있음을 가리킨다. 따라서, 내화강재에 특화된 붕괴임계온도 예측식 개발이 필요하며, 이를 통해 보다 합리적이고 효율적인 내화설계가 가능할 것이다.

결론적으로, 이 연구는 내화강재의 고온기계적 특성이 구조 부재의 내화성능 향상에 실질적으로 기여함을 실험적으로 입증하였으며, 내화피복 두께 최소화, 시공 효율성 향상, 친환경적 구조설계 실현 등 다양한 측면에서 내화강재의 활용 가능성을 제시하였다.

Acknowledgments

본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행되었음(과제번호 RS-2021-KA163162).

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