강구조 부재의 내화성능설계를 위한 평가 시스템 개발에 관한 연구

The Development of a Valuation System for Fire Performance

Design of Steel Structure Member

김 동 익

Kim, Dong-ik

소 속: 경북대학교 건축학부 재료구조연구실

주 소: 대구광역시 북구 산격동 1370번지 경북대학교 건축학부 공대 2호관 301호

Tel) 053-950-4766

C.P) 011-9376-1398

강구조 부재의 내화성능설계를 위한 평가 시스템 개발에 관한 연구

The Development of a Valuation System for Fire Performance

Design of Steel Structure Member

김 동 익

Dong-Ik, Kim

요약

선진외국에서 건축물에 대한 성능규정 설계법이 도입되어 실시되고 있는 시점에서, 국내에

서도 성능규정 설계 도입을 위한 준비를 하고 있다. 하지만, 기술력의 한계와 데이터의 부

족으로 아직까지는 많은 준비가 필요한 실정이다. 따라서 국내에 성능설계 도입을 위한 연

구로 본 논문에서는 강재가 콘크리트 구조물에 비해 열전도율이 높고 고온에서 급격한 강

도의 저하로 붕괴한다는 점에 착안하여 강구조물에 대한 평가 시스템 개발에 초점을 두었

다. 즉, 강구조 부재 요소의 2차원 열전도해석(FEM)을 통해 강재의 온도 데이터를 얻고,

이것을 이용하여 강재의 열탄소성 크리프 해석을 행하였다. 강부재의 고온시 파괴온도 산

정 및 구조적 거동을 파악하여 강구조물의 내화설계법에 대한 데이터로 활용하고자 한다.

키워드: 성능규정 설계법, 열전도 해석, 열탄소성 크리프 해석

Abstract

An accident according to a recently extensive disaster has been broken out frequently

on a complexity of cities and concentration of buildings. Therefore to minimize

protection of citizen properties and a loss of lives performance-based method was been

introducing instead of Prescriptive-based method in a advanced country. On the study,

the program of steel structure which was enable to do fire engineering was developed.

This study was considered as material properties of steel structure according to ISO

834 fire. Heat conduction was analyzed into FEM Method. Using output data of steel

member element, Heat Elasto-Plastic Creep Analysis Program analyzed internal force of

steel structure according to load, size of section, member length.

Keyword: Performance-based method, Heat conduction, Elasto-Plastic Creep analysis

1. 서 론

1.1 연구의 배경 및 목표

건물이 고층화 대형화가 됨에 따라 건물의 자중 경감과 건설기간 단축의 장점으로 철골구조 건

물이 많이 건설되고 있다. 그러나 철골구조는 콘크리트에 비하여 내화성이 현저하게 떨어지고, 콘

크리트 구조에 비해 온도상승에 따른 열전도가 높아 화재와 같은 예기치 않은 일시적 하중이 작용

되었을 경우 재료의 강도 및 철골조의 강성이 급격히 저감된다. 따라서 철골조 건물에 화재가 발생

한다면 예기치 못한 큰 피해가 발생할 수 있다. 이와 같은 결점을 보완하기 위한 수단으로, 각종 내

화피복구법 및 공법을 이용하여 내화구조로 설계·시공하고 있으나, 고온시 철골조의 부재 및 골조

에 가장 크게 영향을 미치는 국부좌굴에 대한 구체적인 규명 및 해석은 아직까지 미흡한 실정이다.

한편, 성능적 내화설계법은 표준온도가열곡선과 같이 가상의 화재상태를 설정하여 평가하

는 것에서 벗어나 성능적 설계영역에 나타낸 것과 같이 실제로 발생되는 화재성상을 대상으

로 한다. 따라서 화재대상실의 조건과 구조부자재의 정확한 내화성능 평가가 이루어져야만

적용이 가능한 설계법이다.

성능적내화설계법을도입한선진외국에서는건물의안전성확보를위해노력하고있으며, 건축물화

재를국가적재난방지차원에서화재안전평가, 설계및제도를주요내용으로하는건축물화재안전시스

템구축하고있으며, 특히화재시재실자의피난및건축물의붕괴방지를위한건축물내화구조기준과설

계법은 화재안전시스템의 기본 요소로서 이에 대한 연구 및 관련 제도의 정비가 이루어지고 있다.

성능적 내화설계 시대의 흐름 속에서 국내의 경우도 성능규정 설계법 도입을 위해 많은 준비를

하고 있으나, 기술 및 데이터, 인력이 부족한 실정이다. 본 논문은 성능적 내화설계법을 국내에 도

입하기 위한 연구로 화재시 강구조물에 대한 성능 평가 시스템 개발에 초점을 두고 있다.

1. 2 연구의 범위

그림 1은 성능적 내화설계법의 전체적인 흐름을 보여주고 있다. 본 논문에서는 열전도 및 역

학성상 예측의 범위로 제한하여 연구하였다. 본 연구의 전체적인 흐름은 다음과 같다.

1. 철골재의 재료 특성을 고려하여 상부하중크기, 부재의 단면크기, 부재유효길이에 따른 철

골부재의 내력을 해석적인 방법으로 평가

2. 표준화재 온도곡선(ISO-834) 상에서의 강재의 열전도 해석으로 강재 온도 데이터 산출

3. 강재 온도 데이터를 이용하여 2차원 강구조 부재의 열탄소성 크리프 해석을 실행

4. 파괴온도 제안 및 내화성능평가 제안

내화성능의목표수준 설정

화재성상예측(화재온도-시간)

열유동 예측(공간온도-시간)

열전도 예측(부재온도-시간)

역학성상 예측(응력-변형 관계)

START

내화성능평가

END

용도, 지역, 방화대책 등

고정가연물량, 구획의

형상치수

부재의 사양(사용재료, 단면치수)

장기하중, 골조조건, 부재단면치수

부재의사양변경

재료의 열정수

재료의 기계적 특성

내화성능평가기준

공간형상(개구위치 및 크기)

화재하중(적재가연물량)

설

계

건

축

물

내화성능평가

연구의 범위

내화성능의목표수준 설정

화재성상예측(화재온도-시간)

열유동 예측(공간온도-시간)

열전도 예측(부재온도-시간)

역학성상 예측(응력-변형 관계)

START

내화성능평가

END

용도, 지역, 방화대책 등

고정가연물량, 구획의

형상치수

부재의 사양(사용재료, 단면치수)

장기하중, 골조조건, 부재단면치수

부재의사양변경

재료의 열정수

재료의 기계적 특성

내화성능평가기준

공간형상(개구위치 및 크기)

화재하중(적재가연물량)

설

계

건

축

물

내화성능평가

연구의 범위

그림 1. 성능적 내화설계법

1. 3 국내․외 연구동향

국내․외 연구동향을 개괄적으로 살펴보면, 강구조의 화재시 건축 구조 요소들의 성능에

관심의 집중이 시작된 것은 19세기 후반부터이며, 수치적 해석에 의해 시뮬레이션이 가능해

진 것은 불과 30년 전이다. 강재의 기계적 성질과 함께 응력도-변형도 관계가 구조물의 한계

내력과 변형 능력에 중대한 영향을 미치는 것에 대해서는 기존에 다수의 논문이 제안되고 있

지만 강구조 부재에 있어서 열응력을 받을 경우 골조 및 부재에 대한 연구는 아직까지 국내

에서는 미흡한 실정이며, 국외적으로도 몇몇 논문만이 제안되고 있는 실정이다. 국내․외 연

구동향을 표 1로 간단히 정리하였다.

연도 저자 연구내용

1967 Witteveen 화재시 철골부재에 대한 해석

1972 Culver 화재시 강재기둥의 좌굴하중해석

1973Ossenbruggen,

Aggarwal, Culver단면과 길이에 따라 온도가 변하는 강재 기둥해석

국외 1975 Cheng, Mak 화재시 강재골조해석

1983 Jain, Rao 화재시 평면 강재 골조 해석

1983 Cheng 온도상승에 따른 철골구조 해석 프로그램 개발

1988 Olawale, Plank Ramberg-Osgood 모델을 사용한 강재기둥해석

1995 Uy, BradFord 온도상승에 따른 냉간성형 강재의 국부좌굴 연구

1995 Wang 화재시 3차원 합성골조를 해석하는 프로그램 개발

1995 Wadee 고온에서 합성보의 국부좌굴 현상을 실험

1998Liew, Tang, Holmaas,

Choo화재시 3차원 철골구조 해석 프로그램 개발

1999 Liew강재 텍크로 구성된 콘크리트 슬래브와 비대칭 슬래브 바

닥 철골 보 해석

1995대한건축학회,

POSCO강구조 내화설계 기준 및 기법에 관한 연구

국내 2001 권인규, 지남용 SS400 강재의 고온시 기계적 특성에 관한 실험

2001 강석원 고온에 노출된 철근 콘크리트 기둥 및 보의 해석

2002 권인규, 지남용, 이세현 철골기둥 및 보 부재의 허용온도에 관한 실험

표 1. 연구동향

2. 강재의 2차원 열전도 해석

강재의 열전도 해석은 2차원 비정상 열전도 방정식 및 가리킨법에 기초를 둔 유한요소해석(공

간에 관한 이산화) 그리고 크랭크-니콜슨 차분식(시간에 관한 이산화)을 이용하여 열전도 해석

을 행하였다. 부재단면의 요소분할은 삼각형 요소 분할을 이용하였다. 열전도 해석에 사용된

조건은 다음과 같다.

․화재온도곡선: 표준화재 온도곡선(ISO-834)

․강재의 밀도: 7.7740 (t/m3�)�

․공기의 대류 열전달 : 20 (kcal/m2�h�)�

․강재의 비열

문헌 (4)의 실험결과를 이용하여 본 논문에서는 다음과 같은 단순식으로 가정한다.

그림 2. 해석에 사용된 강재의 비열

(20≤T≤600℃ c=0.00013․T+0.11 )

(T> 600℃ c=0.00046․T-0.088) 식 2-1

여기에서, T : 온도(℃), c : 비열( kcal/kg℃)

․강재의 열전도율

문헌 (4)의 실험결과를 이용하여 본 논문에서는다음과 같이 단순식으로 가정한다.

그림 3. 해석에 사용된 강재의 열전도

(20≤T≤600 k=-0.00667․T+34)

(T> 600 k=0.045․T+3.0016 ) 식 2-2

여기에서 T: 온도(℃), k : 열전도 (kcal/mh℃ )

이러한 조건을 바탕으로, H형강(SS400)의 열전도 해석 예를 나타내면 다음 그림과 같다.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

시간(s)

온도

(℃)

표준화재온도 1 2 3 4

그림 4. H-594×302×12×23의 1면

가열에 따른 시간-온도분포

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

시간(h)

온도

(℃)

표준화재온도 1 2 3 4

그림 5. H-594×302×12×23의 2면

가열에 따른 시간-온도분포

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

시간(h)

온도

(℃)

표준화재온도 1 2 3 4

그림 6. H-594×302×12×23의 4면

가열에 따른 시간-온도분포

위의 그림은 표준화재 온도곡선에서 가열면 수에 따른 강재의 시간-온도 분포 데이터를 나타내

고 있다. 가열면 수가 많아질수록 높은 온도 경향을 나타내었으며, 원만한 결과를 나타내고 있다.

3. 열탄소성 크리프 해석

3.1 서론

본 장에서는 해석에 사용된 온도에 따른 탄성계수의 변화, 항복응력, 크리프 변형, 열팽창

변형에 대한 모델을 설명한다.

3. 2 본 해석에 사용된 재료 모델

3.2.1 열팽창 변형

강재의 열팽창 변형율 식은 다음 식을 이용한다. 19)��

ε T=5.04 ×10-9×T 2+1.13×10 -5×T 식 3-1

여기에서 ε T : 열팽창 변형율, T: 온도(℃)

3.2.2 고온에서의 응력-변형곡선

응력변형관계는 다음의 식에 의하여 계산한다. 다만 온도범위는 상온～600℃로 한다. 응력

변형관계를 3영역으로 분할하고, 이하의 3식에 의하여 표시한다.

σ=E T⋅ε

σ= σ uT

σ=E 1T⋅ε

[1+∣E 1T⋅ε

σ θT∣

n T]1/n T

+E PY⋅ε 식 3-2

여기에서, σ : 응력(MPa), ε: 변형, σ yT : 항복응력(MPa), T: 온도(℃)

E 1T : E T-E PT, E T : 온도 T ℃에 있어서의 YOUNG계수

E PT : 온도T℃에 있어서의 plastic modulus

σ θT : 온도T℃에 있어서의 reference plastic stress

n T : 온도T℃에 있어서의 shape parameter

상온, 100～600℃(100℃마다)에 있어서의 각 계수 값을 이용하여 각 온도마다의 응력변형관계를

계산한다. 임의의 온도에 있어서의 응력변형관계는 식의 각 계수값을 선형 보간하여 사용한다.

3.2.3 응력-변형 곡선의 단순화

(1) 응력 변형 곡선의 단순화

응력-변형 곡선 관계를 실용상 해석에 있어서는 모델을 단순화하여 해석을 간편화 하는

것이 필요하다. 따라서 응력-변형곡선을 완전탄소성 모델로 단순화시켜 그림 7에 나타낸다.

완전탄소성 응력-변형곡선과 단순 응력-변형곡선을 해석에 있어서 사용할 경우, 그 결과에는

큰 차이가 없다. 단, 여기에서 설명하는 응력-변형 곡선은 강재 SS400이다.

®=EÅ(¡-ps)�

®= EÅ¡�100�

+ 99.0�100.0�

SyRT� -(1.0�100�

EÅps)�

®= EÅ¡�100�

- 99.0�100.0�

SyRT� -(1.0�100�

EÅps)� 식 2-3

®:�응력, E :�탄성계수, ¡:�변형, SyRT� :�상온에서의 탄성계수, ps�: 소성변형

그림 7. 응력-변형 곡선 모델

(2) 온도에 따른 탄성계수 및 항복강도

온도에 따른 탄성계수 및 항복강도는 아래와 같다.

ETERT

=1.0-0.95⋅10- 6⋅T 2 식 3-3

S yTS yRT

=1.0-(6.94⋅10-7⋅T 2)-(5.23⋅10-4⋅T) 식 3-4

여기에서, ET��: 온도에 따른 탄성계수, ERT : 상온에서의 탄성계수

S yT : 온도에 따른 항복강도, S yRT : 상온에서의 항복강도

JIS Grade SS400

온도(℃) 항복강도(MPa) 탄성계수( ×10 3MPa)

상온

100

200

300

400

500

600

248.9

236.9

223.2

186.9

165.2

154.7

104.7

215

203

207

186

187

160

148

표 2. 항복강도와 탄성계수

위에서 설명한 식 2-3, 2-4는 고온에 있어서 철근과 거의 동일한 SS400 강재를 적용하였

다. 여기에서는 藤本, 高寸의 실험결과를 기본으로 고온하의 응력 변형관계를 모델화하였다.

참고로 각 온도에 있어서 항복강도와 탄성계수의 실험결과를 표 2에 나타내었다.

3.2.4 강재의 고온 Creep 특성

강재의 크리프 변형은 문헌(19)을 참고하여 다음의 식으로 계산한다.

ε c=10a/T+ b⋅σ c/T+ d⋅t eT+ f 식 3-5

여기에서, ε c : 크리프 변형, t: 시간 (min.), T: 절대온도 (° K), a～f : 재료정수

강의종류

재료정수 SS400(SS41) SM490(SM50) SM570(SM58)

a -7.212×103

-8.477×103

-1.839×104

b 3.261 4.500 1.710×10

c 1.552×103 3.060×103 1.035×104

d 2.249 2.283×10-1

-9.586

e 8.984×10-4 2.003×10-3 2.775×10-3

f -3.300×10-1 -1.099 -1.570

표 3. 크리프변형 계산식의 각 계수

3.2.5 해석 프로그램의 흐름도

위의 조건들을 이용하여 해석 프로그램을 만들면 흐름은 다음과 같다.

그림 8. 프로그램 흐름도

4. 해석 프로그램의 타당성 검증

4.1 해석예제 1

앞에서 제안된 해석 프로그램의 타당성을 검토하기 위하여 그림 9와 같은 모델을 가정하여

해석을 행하였다. 그림 10은 해석결과를 나타내고 있다.

그림 9. 제안된 모델의 길이, 단면 및 화재온도 곡선

그림 10. 해석 결과

절점번호 2단면에서의 변형도, 응력, Creep, 팽창 등의 수치가 예상한대로 잘 나타나고 있

어 해석상에 있어서 원만한 결과가 얻어지고 있음을 확인할 수 있었다. 즉 온도상승 후의 5

분(250℃)에 크리프 변형이 급격하게 증가한 후 12분에 최대가 되며, 온도 하강시에는 그 변

화가 거의 없다. 또한 압축응력은 온도상승 후 약 4분(200℃)까지는 가열에 의한 철근의 열팽

창에 의해 증가하지만, 그 후의 압축응력은 크리프 변형의 증가와 재료의 열화에 의해 감소한

다. 온도 하강이 시작되면 단면 내부의 응력과 전체 변형은 철근의 수축에 의해 작아져 14분

까지 압축상태에서 인장상태로 응력이 변하게 된다.

4.2 해석예제 2(일정온도, 일정하중 하에서의 단형단면 강재보의 크리프 거동)

古村, 安部는 일정온도, 일정하중 하에서의 단형단면 강재보의 휨실험을 행하여 처짐량의

시간이력을 구하였다. 이 실험 결과를 대상으로 해석을 행하였다. 그 결과를 그림 12에 나타

내었다. 결과값을 비교하면 실험값과 해석값이 어느 정도 일치하고 있음을 보여준다.

그림 11. 해석 모델

그림 12 해석결과

4.3 해석예제 3(하중비에 따른 최대 처짐의 비교)

해석 프로그램의 타당성을 검증하기 위하여 2003년 6월에 VULCAN을 사용해 발표된 문헌

(8)의 결과와 비교를 하였다. 하중비에 따른 단순보의 최대 휨 처짐을 해석하여 VULCAN과 비

교하였다. 하중비는 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.6, 0.7로 하였다. 해석 모델과 재료적 특성은 다음과 같다.

그림 13. 해석 모델

재료적 특성 H-형강 탄성계수 2.06×106 MPa

항복강도 264.8 MPa 요소분할수 8

표 4. 재료적 특성

단면치수(mm)

중앙집중하중(kN)

r

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

H-300×300×10×15 41.25 61.88 82.50 103.13 123.75 144.38

표 5. H 형강 단면 치수와 하중비

하중비에 따른 최대 휨 처짐에 대한 해석 결과는 아래와 같다.

그림 14. 하중비 0.2, 0.3, 0.4에 따른최대변위의비교

그림15. 하중비 0.5, 0.6, 0.7에따른최대변위의비교

하중비 0.2～0.4에서는 본 연구에서 개발한 프로그램이 최대변위가 조금 작게 나왔고, 0.5～

0.7인 경우 높게 나왔다. 500℃ 이후, 약간의 차이가 나타나는 경향을 보이는데 이것은 재료적

특성 차이와 서로 다른 응력-변형 곡선 모델의 차이인 것으로 사료된다.

5. 파괴온도의 산정

해석을 통한 모멘트, 축력, 전단력 즉 내력값과 극한 내력 값과 비교를 통하여 해석을 통한

내력값이 극한 내력값을 초과할 경우 이 부재는 파괴되었다고 결정한다. 이 때 극한 내력값은

다음과 같다. 상세한 극한내력강도는 한계상태 설계법을 참조하면 알 수가 있다.

N P=F Y (T)∙A 식 5-1

M P=F Y (T)∙Z P 식 5-2

V P=0.6F Y (T)∙A W 식 5-3

만약 다음 3 식 중 부재 내력 > 극한 내력을 만족하는 경우

M > M P 식 5-4

N >N P 식 5-5

V >V P 식 5-6

여기에서, M : 모멘트(kN․m), N : 축력(kN),V : 전단력(kN)

M P : 극한 모멘트(kN․m), N P : 극한 축력(kN), V P : 극한 전단력(kN) F Y(T) : 온도에 따른 항복강도 (MPa)

Z P : 소성 단면 계수(㎠), A W : 웨브의 단면적(㎠)

위의 3 식 중 어느 하나를 만족시키면 이 부재는 파괴가 일어났다고 판단한다. 이 때 온도

를 파괴 온도로 결정한다.

6. 각 조건에 따른 부재의 고온성상 해석

6.1 경계조건에 따른 고온을 받는 부재의 성상

해석에 사용된 기둥과 보의 부재 크기와 해석 조건을 그림 16과 17에 나타낸다.

그림 16. 경계조건에 따른 고온을

받는 기둥 모델

그림 17. 경계조건에 따른 고온을 받는

보 모델

기둥의 경우, 한 쪽의 구속 조건을 고정과 힌지로 하고 하중을 3,000kN, 또한 2면이 가열된

경우는 그림 18～19 에서 보는 것과 같이 파괴온도에 있어서 고정의 경우 590℃, 힌지의 경우

583℃로 큰 차이가 없음을 알 수 있다. 보의 경우 하중은 집중하중 400kN, 분포하중을

25kN/m으로 하였다 구속 조건을 고정보와 단순보로 한 경우, 그 결과는 그림 21～22 에서 파

괴온도가 단순보의 경우 453℃, 고정의 경우 413℃로 단순보의 경우가 높은 파괴온도를 나타

내고 있다. 변형에 있어서는 기둥의 경우 그림 20 보의 경우는 그림 23에 나타내었다. 그 결과

에서 보면 기둥의 경우 지지조건에 따라 약간의 차이가 있으며, X축 변형과 Y축 변형 모두 고

정 조건의 경우가 크게 나타나고 있다. 보는 단순보의 경우가 크게 나타난다. 따라서 파괴온도

에서 보면 기둥의 경우 구속조건에 따른 영향은 크지 않으며, 보의 경우는 고정 조건일 경우

불리함을 알 수 있다. 변형에 있어서는 기둥에 경우 고정조건일 때 불리하며 보의 경우는 단순

보일 때 불리함을 알 수 있다. 또한, 부재의 파괴시간은 기둥 부재에서 한 쪽이 고정 조건일 경

우 53분, 힌지일 경우 54분을 나타내었다. 보의 경우에서는 파괴시간이 단순보의 경우는 83분,

양단 고정인 경우는 72분을 나타내었다. 이하의 모든 변형도는 10배 확대하여 나타내었다.

0

1

2

3

4

5

6

7

0 100 200 300 400 500 600 700

Temp[℃]

[kN

]×

1000 ]

×

Limit_Axial Force Axial Force

그림 18. 한 단 고정인 경우 기둥의 파괴온도 산정

0

1

2

3

4

5

6

0 100 200 300 400 500 600

Temp [℃]

[kN

]×

1000 0

Limit_Axial Force Axial Force

그림 19. 한 단 힌지인 경우 기둥의 파괴온도 산정

그림 20. 경계조건에 따른 기둥의 변형도

0

1

2

3

4

0 100 200 300 400 500 600

Temp[℃]

[kN

·m]×

1000 0

Bending Moment Limit Bending Moment

그림 21. 단순보의 경우 파괴온도산정

0

1

2

3

4

0 100 200 300 400 500 600Temp[℃]

[kN

·m] ×

1000e10

Bending Moment Limit Bending Moment

그림 22. 양단 고정보의 파괴온도산정

그림 23. 경계조건에 따른 보의 변형도

6. 2 편심비에 따른 고온을 받는 부재의 성상

해석에 사용된 기둥의 부재 크기와 해석 조건을 그림 24에 나타낸다.

그림 24. 편심비에 따른 고온을

받는 기둥부재의 모델

H형강 4면이 가열되는 경우, 집중하중을 3000kN을 가한 상태에서 편심비가 0, 0.2M, 0.4M

에 대한 고온을 받는 부재의 성상을 검토하였다. 편심이 커질수록 부재의 파괴온도는 저하되

는 결과를 얻었다. 편심이 부재의 파괴온도를 저하시켜 부재의 파괴를 일으키는 원인인 것을

고찰할 수가 있었다. 편심이 없는 경우 부재는 약 660℃에서 파괴, 편심이 0.2M이 발생한 경

우 약 600℃에서 파괴, 편심이 0.4M이 발생한 경우는 약 450℃에서 발생한다는 결과를 얻었

다. 또한 부재의 파괴시간은 편심이 각각 0, 0.2M, 0.4M에서, 42분, 31분, 20분을 나타내었다.

편심비에 따른 기둥 부재의 파괴온도 및 변형은 아래와 같다.

0

2

4

6

8

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Temp[℃]

[kN

]×

1000

]

Axial force Limit Axial Force

그림 25. 편심 0인 경우 부재의 파괴온도산정

0

2

4

6

8

0 100 200 300 400 500 600 700Temp[℃]

[kN

]×

1000

0

Axiall Force Limit Axial Force

그림 26. 편심 0.2M인 경우 파괴온도산정

0

2

4

6

8

0 100 200 300 400 500 600

Temp[℃]

[kN

]×

1000 ]

Limit Axial Force Axial Force

그림 27. 편심 0.4M인 경우 파괴온도산정

그림 28. 편심비(0, 0.2M, 0.4M)에 따른 기둥의 변형도

6. 3 부재길이에 따른 고온을 받는 부재의 성상

해석에 사용된 보의 부재 크기와 해석 조건을 그림 29에 나타내었다.

그림 29. 부재길이에 따른 고온을 받는

보 부재 모델

보의 경우는 길이가 6M, 8M, 10M를 대상으로 하였다. 길이가 길어질수록 파괴가 발생하는

온도는 낮아지는 경향을 나타내었다. 하중은 각각 150kN, 6M, 8M, 10M 길이 보의 파괴온도

는 각각 약 494℃, 366℃, 265℃를 나타내었다. 또한 파괴시간도 각각 88분, 56분, 36분을 나타

내었다. 부재의 길이에 따른 보 부재의 파괴온도 및 변형은 아래와 같다.

0

1

2

3

0 100 200 300 400 500

Temp[℃]

[kN

·m]×

1000 00

Limit_Moment Bending Moment

그림 30. 6M 보의 파괴온도산정

0

1

2

3

0 100 200 300 400

Temp[℃]

[kN

·m]×

1000

0

Limit_Moment Bending Monment

그림 31. 8M 보의 파괴온도 산정

0

1

2

3

0 50 100 150 200 250 300

Temp[℃]

[kN

·m]X1000 0

Limit_Moment Bending Moment

그림 32. 10M 보의 파괴온도 산정

그림 33. 부재길이에 따른 보의 변형도

7. 결 론

본 연구에서는 표준화재 온도 곡선 하에서의 2차원 열전도 해석을 통해 강재가 받는 실제의

온도를 산정하였다. 그리고 그것을 이용하여 기둥/보 부재의 고온성상 해석을 행하여 다음과 같

은 결론을 내렸다.

1. 열탄소성 크리프 해석을 통한 경계조건에 따른 고온을 받는 부재 성상 해석을 통해, 파

괴온도에서 보면 기둥의 경우 구속조건에 따른 영향은 크지 않으며, 보의 경우는 고정 조건일

경우 불리함을 알 수 있다. 변형에 있어서는 기둥에 경우 고정조건일 때 불리하며 보의 경우

는 단순보일 때 불리함을 알 수 있다. 부재의 파괴시간은 기둥은 비슷한 파괴시간을 나타내

었고, 보의 경우에서는 파괴시간이 단순보의 경우가 파괴시간이 고정단보다 길어지는 경향을

나타내었다.

2. 편심비에 따른 고온을 받는 부재의 성상 해석을 통해 편심이 커질수록 부재의 파괴온도

는 저하되는 결과를 얻었다. 편심이 부재의 파괴온도를 저하시켜 부재의 파괴를 일으키는 원

인인 것을 고찰할 수가 있었다. 또한 편심이 커질수록 파괴시간이 짧아지는 경향을 나타내었

다.

3. 부재길에 따른 고온을 받는 부재의 성상 해석을 통해 기둥은 형강의 단면이 크고, 기둥

의 길이가 유효 길이 범위 내에 있으면 파괴온도 및 파괴시간은 비슷한 결과를 나타내었고,

변형의 크기도 비슷한 결과를 보이고 있다. 보는 길이가 길어질수록 파괴가 발생하는 온도는

낮아지는 경향을 나타내었다. 파괴시간도 부재길이가 길수록 짧아지는 경향을 나타내었다.

4. 표준화재 온도곡선을 이용하여 부재의 온도분포를 계산하고, 이 데이터를 이용 부재의 열

탄소성 크리프 해석을 하여 부재의 축력, 모멘트, 전단력을 검토하였다. 이 때 부재의 내력이

앞에서 언급된 극한한계상태 내력을 초과하는 시점을 부재의 파괴온도로 산정하였고, 그것을

통해 부재의 고온시 한계내화성능을 평가할 수 있었다.

추후 연구과제로서는 고온시 강구조 부재의 내화성능 평가를 위해서는 실제 건축물에서의

화재성상을 파악 및 화재 온도곡선에 의한 강구조 건축물의 파괴 및 변형을 알 수가 있어야 한

다. 그러기 위해서는 전반적인 흐름을 파악하고, 위에서 제시한 단순식이 아닌 강구조 한계상

태설계법을 이용하여 내화성능평가를 할 수 있어야 된다고 사료된다.

기호설명

T : 온도(℃)

c : 비열( kcal/kg℃)

k : 열전도 (kcal/mh℃ )

σ : 응력(MPa)

ε T : 열팽창변형

ε : 변형

σ yT : 항복응력(MPa)

E 1T : E T-E PT

E T : 온도 T ℃에 있어서의 YOUNG계수

E PT : 온도T℃에 있어서의 plastic modulus

σ θT : 온도T℃에 있어서의 reference plastic stress

n T : 온도T℃에 있어서의 shape parameter

ERT : 상온에서의 탄성계수

S yT : 온도에 따른 항복강도

S yRT : 상온에서의 항복강도

ε c : 크리프 변형

t : 시간 (min.)

T : 절대온도 (° K)

a～f : 재료정수

M : 모멘트(kN․m) N : 축력(kN)

V : 전단력(kN)

M P : 극한 모멘트(kN․m) N P : 극한 축력(kN)

V P : 극한 전단력(kN)

F Y(T) : 온도에 따른 항복강도 (MPa)

Z P : 소성 단면 계수(㎠)

A W: 웨브의 단면적(㎠)

참고문헌

1) 정형화, “용도별 건축물의 화재하중 설정에 관한 연구(국민학교를 대상으로 한 화재하중

설정)”, 한양대학교 대학원, (1984)

2) 조성재, “교회예배실의 화재하중 설정에 관한 연구”, 한양대학교 산업대학원, (1987)

3) 김운형, “사무소 건물의 화재하중 분포”, 한국화재․소방학회지 11권 1호, (1997)4) 한국건설기술연구원, “내화구조기준 개정연구(II)”, 건설교통부, (2000)

5) 한국건설기술연구원, “건축물 화재안전시스템 구축 -건축물 화재안전규정 개선 연구”, (2000)

6) 한국건설기술연구원, “건축물 화재안전시스템 구축 -건축물 내화설계 데이터베이스 구축”, (2001)

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9) 한국강구조학회, “강구조의 설계”, (2004)

10) Bryson, J. O. Gross, D, “Techniques for Survey and Evaluation of Live Floor Loads and

Fire Loads in Modern Office Building”, Building Science Series 16, National Bureau of

Standards, Washington, D. C. (1967)

11) Culver, Charles, “A Program for Survey of Fire Loads and Live Loads in Office

Buildings”, Technical Note 858, National Bureau of Standards, Washington, D.C. (1975)

12) Culver Charles. “Survey Results for Fire Loads and Live Loads in Office

Buildings”, NBS Building Science Series 85. National Bureau of Standards, (1976)

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Residences”, National Bureau of Standards, (1978)

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16) 齊藤光, “高野均, 學校建物の積載可燃物量に關する調査硏究”, 日本建築學會 大會學術講演梗慨集, (1975)

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20) 岡部 猛, “鋼構造物の高溫時の彈塑性クリープ變形擧動解析に關する硏究”、(平成2年3月)21) 金和中, “高溫度における コンクリートの力學的擧動に關する實驗的硏究”, 東京工業大學校 博士學位論文, (1988)

22) 日本建築學會, “鋼構造耐火設計指針”, (1999)

23) 日本建築學會, “鋼構造限界狀態設計指針․同解說”, (1998)