1. 서 론
2. 터널 구조물의 화재저항성
2.1 화재심각도와 화재저항성
2.2 시간이력곡선
3. 화재손상과 내화재
3.1 재료적 특성 변화
3.2 구조체 단면손실
3.3 내화재
4. 화재손상 예측모델
4.1 화재손상 모델링 개요
4.2 요소제거모델
5. 결 론
1. 서 론
1990년대 발생한 유럽의 터널 화재사고들은 PIARC (Permanent International Association of Road Congresses) Technical Committee C3.3 WG6와 ITA (International Tunnelling and Underground Space Association) WG6가 도로터널의 구조적 화재저항성에 대한 지침(Guidelines for structural fire resistance for road tunnels)을 작성하는 계기가 되었다. 이 지침은 화재상황을 고려하여 도로터널 구조물을 설계할 경우에 대한 권장 사항을 제공하는 것으로서, PIARC에서 제시한 온도-시간 곡선을 참작한다. 지침에서는 그 대상을 도로터널로 한정하였지만, 기본 원칙은 철도터널이나 보행자터널 등 다른 유형의 구조물에 적용할 수 있음을 언급하였다(ITA, 2004). 그러나 실질적으로 터널의 용도보다는 터널의 기하학적 형태, 열원(Heat source)과 화재유지시간 같은 화재특성이 화재 저항 설계의 주요 분류 요인이라 말할 수 있다.
터널과 교량은 지형적인 문제로 발생하는 도로 및 철도의 선형유지와 공사비 절감을 위해 많이 사용하는 토목 구조물이다. 산업화ㆍ도시화는 사회기간망의 직선화를 통한 빠른 물류속도 증가와 물류량 증대를 필요로 하며 이로 인해 터널 및 교량의 건설을 증가시키고 있다. 터널은 공간의 폐쇄성과 양방향 공기유입으로 인하여 화재사고 시 인명 및 재산피해가 크게 발생한다. JCI(2002)에서는 철도터널에 비해 도로터널에서의 화재사고가 많이 발생하며, 도로터널 사고의 주요한 원인으로 차량충돌을 지적하였다. 또한 터널이 많아지고 장대화 됨에 따라 사고는 더욱 증가한다고 하였다.
구조물의 화재저항성이 필요한 이유는 화재확산의 제어와 구조물의 붕괴방지에 있다. 건물과 같은 단독공간구조물의 화재에서는 구조부재(Structural elements)인 철근콘크리트로 이루어진 슬래브, 기둥, 벽으로 화재 발생 위치가 구분되므로 구조부재의 화재저항성이 화재확산의 제어에 영향을 주지만, 터널과 같은 연속공간 구조물에서는 효과를 기대하기 어렵다. 따라서 터널과 같은 구조물에서는 구조적인 화재저항성을 통해 화재 시 붕괴 방지를 구현할 필요가 있다.
건설분야에서 콘크리트는 오랜 기간 사용되어 왔고, 불연소성(Incombustible)과 낮은 열확산성(Low thermal diffusivity)으로 인해 화재저항성을 가진 재료로서 인식되어 왔다. 그러나 최근 콘크리트의 강도가 증가되면서 콘크리트 경화체 내부의 공극이 줄어들고 조직을 치밀하게 만들어 화재저항성을 저하시켰으며, 늘어나는 물동량으로 인해 고강도 화재를 발생시킬 수 있는 연소물의 운반이 증가하고, 터널이 장대화 하는 등 화재 취약성이 증가됨에 따라 화재로부터 구조물을 보호해야할 필요성이 증가하고 있다.
화재 시 인명과 구조물 안전에 대한 관심이 높아짐에 따라, 붕괴방지 개념을 구현하기 위한 기초연구로서 구조물의 재료로 사용되는 콘크리트와 철근의 온도에 따른 역학적 특성 변화에 대한 연구가 다양한 연구자들에 의해 지속적으로 수행되었다(Schneider, 1988, Phan, 1996, Khoury et al., 2002, Chang et al., 2007, Wang et al., 2018). 온도 증가에 따라 구조재료의 강도 및 탄성계수가 저하되는 특성은 구조물의 안전과 직결된다. 특히 고강도 콘크리트에서 주로 나타나는 폭렬에 의한 단면손실은 화재에 대한 구조 안전성에 큰 영향을 주는 요인이다. 이러한 구조물의 화재손상의 원인으로 열에 의한 물리화학적 변화, 열응력(Thermal stress), 공극압(Pore pressure) 등을 들 수 있다.
터널 화재 시 발생할 수 있는 라이닝의 단면손실과 역학적 특성 변화를 감소시키기 위해 구조물 화재저항성을 향상시키는 보호방안을 적용할 수 있다. 이러한 보호방안에는 터널 내측에 이차 라이닝(Secondary layer)을 설치하는 방법, 터널 내측에 내화재(Protective material)를 설치하는 방법, 그리고 터널 라이닝에 PP섬유(Polypropylene fibers)와 같은 섬유재료를 첨가하여 화재저항성을 향상시키는 방법이 있으며, 추가적으로 화재손상까지 고려하여 터널 라이닝의 단면을 더 크게 하는 방법 등을 고려할 수 있다.
2. 터널 구조물의 화재저항성
2.1 화재심각도와 화재저항성
화재안정성을 목적으로 구조물을 설계할 때 기본 단계는 화재심각도(Fire severity)와 화재저항성(Fire resistance)를 비교하는 것이다. 즉, 구조물이 노출된 화재 심각도보다 구조물의 화재저항성을 더 크게 설계하는 것을 의미한다. 여기서 화재저항성은 구조물이 붕괴에 저항하는 능력을 뜻하며, 화재심각도는 재료적인 특성저하, 붕괴를 일으키는 힘 또는 온도를 말한다.
화재심각도와 화재저항성을 비교하는 방법은 시간, 온도, 강도의 세 가지 영역으로 나눌 수 있다. 먼저 시간 영역에서는 파괴에 이르는 시간을 화재저항성으로 설정하고 규정된 화재이력곡선(Fire scenarios)의 화재 경과시간을 화재심각도로 삼아 비교하는 것이다. 두 번째는 파괴를 일으키는 온도를 화재저항성으로 규정하고 화재 동안 구조물 내의 최대온도를 비교하는 것이다. 온도 영역의 경우, 내화재와 같이 단열(Insulating)기능을 제공하는 요소에 대한 화재저항성을 파악할 때 주로 사용하며, 내부 열 변화(Internal thermal gradients)와 구조적인 거동을 적절하게 고려하기 어렵기 때문에 구조요소(Structural elements)에는 적합하지 않다. 마지막으로 강도 영역에서는 전체 화재시간 동안 구조부재의 하중용량(Load capacity)을 화재저항성으로 설정하고 화재 동안 적용된 하중과 비교하는 것이다. 하중용량은 온도 증가에 따른 열분석과 구조분석으로부터 계산될 수 있으며, 화재 동안의 적용하중은 국가별 하중재하 기준(National loading codes)의 하중조합(Load combinations)을 이용하여 계산할 수 있다(Buchanan, 2002).
PIARC(1999)는 화재 시 터널의 구조적인 설계를 위해 Table 1과 같이 다양한 유형의 연소 차량별 최대온도를 제시하였다. 여기서 최대온도는 화염이 터널 표면에 닿았을 경우 더 높아질 수 있다.
Table 1.
Maximum temperatures in the tunnels (PIARC, 1999)
2.2 시간이력곡선
대부분의 나라에서는 건축재료나 구조부재의 화재저항성을 평가하기 위해 실물 화재저항시험을 수행한다. 일반적으로 실물 크기의 시험은 재하상태에서 열 팽창과 변형을 포함한 평가가 가능하여 소규모 시험에 비해 선호된다. 화재저항시험을 위해서는 화재를 모사하기 위한 시간이력곡선이 필요하며, 기존에 가장 많이 사용하는 시간이력곡선은 ISO 834와 ASTM E119이다. 시간이력곡선은 화재의 특징을 온도증가율(Heating rate), 최대온도(Maximum temperature), 최고온도 유지시간(Duration of maximum temperature), 소화(Cooling regime)로 나타낸다. 앞에서 언급한 ISO 834와 ASTM E119와 같은 시간이력곡선들이 벽과 슬래브와 같은 건축물에서의 화재를 대상으로 적용되는 반면, RWS (RijksWaterStaat), RABT (Richtlinien fur die Ausstattung und den Betrieb von Straßentunneln)와 같은 시간이력곡선은 터널과 같은 지하공간에서의 화재를 대상으로 적용된다.
RWS를 사용하는 네덜란드는 국토의 대부분이 해수면보다 낮은 문제로 터널의 붕괴 문제에 있어 다른 나라에 비해 더 민감하여 터널 화재에 대한 규범적인 표준을 일찍 갖추었다. RWS에서 화재 시 안전확보를 위한 구조물 내부의 온도 요구사항(Requirements)은 철근보강재의 온도는 250°C, 콘크리트는 380°C이며, 내화재가 박락(Spalling)되지 말아야 한다(Dekker, 1986). 이 기준은 터널 내 화재 시나리오 중 가장 심각한 상황을 모사한 것으로서, 매우 급격한 온도증가율과 높은 최대온도를 특징으로 한다. Fig. 1과 같이 5분에 1,140°C로 급격히 증가하여 60분에 최대 1,350°C에 도달하고 기본 2시간을 유지하는 시간이력곡선을 가지며, 상황에 따라 2시간 이상, 소화단계(Cooling down phase)를 포함할 수 있다.
독일의 RABT (ZTV, EBA)는 독일 교통성의 기준으로서, Fig. 1에서와 같이 5분에 1,200°C로 급격히 증가하여 30~90분을 유지하고 110분의 소화단계를 가지는 시간이력곡선이다. 도로터널(Road tunnel)을 대상으로 하는 ZTV는 최대온도 유지시간이 30분이며, 철도터널(Railway) 대상인 EBA는 최대온도 유지시간이 60분이다. Beard and Carvel(2005)은 열에 대한 재료의 저항성을 평가하는데 있어 소화단계의 중요성이 스위스 시험터널에서의 시험결과에서 증명되었음을 언급하였다.
HC (Hydro Carbon)은 석유화학산업(Petrochemical industry)분야에서 빌딩 컴포넌트(Building components)를 시험하는데 사용되던 시간이력곡선으로서 차량 화재(Vehicle fire)에 적합하다. 화재 시작 후 10분에 1,014°C에 도달하여 ISO 834 보다 화재 성장속도가 더 빠르다. HCinc는 화재시작 후 30분 후에 도달하는 HC의 최대온도 1,100°C를 ,1300°C로 증가시켜 만든 시간이력곡선이다(Fig. 1).
Table 2는 터널 구조물 종류와 화재 원인(Traffic type)에 따라 ITA(2017)에서 제안한 시간이력곡선이다.
Table 2.
Application of time-temperature curves based on tunnel structure type and traffic type (ITA, 2017)
| Traffic type | Main structure | Secondary structures4 | ||||||
|
Immersed or under/inside superstructure |
Tunnel in unstable ground |
Tunnel in stable ground | Cut & Cover | Air Ducts5 |
Emergency exits to open air |
Emergency exits to other tube | Shelters6 | |
| Cars/Vans | ISO 60 min | ISO 60 min | 2 | 2 | ISO 60 min | ISO 30 min | ISO 60 min | ISO 60 min |
| Trucks/Tankers |
RWS/HCinc 120 min1 |
RWS/HCinc 120 min1 | 3 | 3 | ISO 120 min | ISO 30 min |
RWS/HCinc 120 min |
RWS/HCinc 120 min7 |
2Safety is not a criteria and does not require any fire resistance (other than avoiding progressive collapse). Taking into account other objectives may lead to the following requirements:
• No protection at all if structural protection would be too expensive compared to cost and inconvenience of repair works after a fire (e.g. light cover for noise protection)
3Safety is not a criteria and does not require any fire resistance (other than avoiding progressive collapse). Taking into account other objectives may lead to the following requirements:
• RWS/HCinc 120 min if strong protection is required because of property (e.g. tunnel under a building) or large influence on road network
• ISO 120 min in most cases, when this provides a reasonably cheap protection to limit damage to property
3. 화재손상과 내화재
3.1 재료적 특성 변화
터널의 구조재료인 콘크리트는 화재에 노출될 경우, 물리/화학/열/기계적 특성이 변화하게 된다. 터널 설계 및 유지관리 분야에서 주로 활용되는 특성은 기계적 특성인 역학적 특성이다. 강도와 강성과 같은 역학적 특성은 화재에 의해 콘크리트가 물리적, 화학적, 열적 변화를 거치면서 나타나는 특성으로 볼 수 있다. 여기서는 열에 의한 콘크리트의 재료적인 특성의 저하에 대한 주요 사항을 살펴보았다.
콘크리트의 물리적 특성 변화는 콘크리트 입자 사이 모세관 수분(capillary water)의 증발/응축(Evaporation/ condensation), 물리적으로 결합된 물의 탈착/흡착(Desorption/Sorption), 석영의 α-β 변형이 포함된다. 그리고 콘크리트의 화학적 특성 변화는 수화/탈수/재수화/탈탄화 반응(Hydration/Dehydration/Rehydration/Decarbona -tion reactions)이 포함된다. 물리적 변화와 화학적 변화는 서로 관련이 있으므로 물리-화학적 변화라고 표현하는게 더 적합하다.
콘크리트는 골재(Aggregate), 시멘트 입자(Solid skeleton), 입자의 결합영역(Skeleton+chemically bound water), 입자 사이의 공극(Pore)으로 구분할 수 있다. 일반적으로 사용되는 골재는 300°C까지 시멘트 페이스트에 비해 상대적으로 안정하기 때문에 300°C 이하에서는 열에 의한 콘크리트의 물리화학적 변화가 시멘트 페이스트의 변화에 따른다(Khoury, 2008).
콘크리트의 온도가 100°C를 초과하면 모세관 수분이 증발하면서 콘크리트 내부의 압력이 증가한다. 이때 수분의 증발 손실에 의한 콘크리트의 수축(Shrinkage)이 발생하는데 이 수축은 콘크리트의 역학적 특성에는 영향을 주지 않는다. 그러나 입자가 조밀한 고강도 콘크리트의 경우, 모세관 수분의 이동속도가 느려져서 374°C 까지 모세관 수분이 존재할 수 있는 것으로 알려져 있으며, 이 기화된 수분의 증기압은 스폴링(Spalling)의 원인이 된다.
화학적 결합수(Chemically bound water)의 결합은 80~100°C에서 느슨해지기(Released) 시작하며, 콘크리트에서 중요한 물질인 규산칼슘수화물(CSH, C = CaO, S = SiO2,H = H2O)의 탈수는 110°C 이상에서 주요 변화가 발생하기 시작한다. 즉, 화학적 결합수(Chemically bound water)의 탈착은 역학적 특성 저하를 의미한다. 시멘트의 경화와 관련된 수산화칼슘(Calcium Hydroxide, CH)은 500°C에서 탈수되면서 생석회(CaO)와 물(H2O)을 생성한다. 이것은 시멘트 페이스트의 입자의 질량 감소를 의미한다. 마찬가지로 규산칼슘수화물 역시 100~400°C에서 탈수가 발생하여 시멘트 페이스트의 질량감소를 유발한다. 그러나 규산칼슘수화물은 시멘트 페이스트의 약 70%를 차지하기 때문에 콘크리트의 강도는 수산화칼슘보다 규산칼슘수화물과 더 관련이 있다. 규산칼슘수화물은 600~700°C에서 붕괴가 시작되고 750~800°C에서 손실된다(Khoury, 2002, Alarcon-Ruiz et al., 2005, Tantawy, 2017).
석영질 골재에 포함된 석영의 α-β 변형(α-β transformation of quartz)은 573°C에서 나타난다. 이 변형은 갑작스러운 부피변화를 야기시켜 재료 내부에 크리프(Creep)의 주목할 만한 증가를 가져온다. 탈탄산(Decarbonation)은 탄산칼슘(CaCO3)이 존재하는 골재 사용 시 650°C에서 발생하며 생석회(CaO)와 이산화탄소(CO2)를 생성한다. 마지막으로 용융온도는 1,100~1,200°C이다. Fig. 2는 온도별 콘크리트의 물리화학적 특성 변화를 정리한 그림이다.
Fig. 2.
Schematic of the features of temperature-dependent physico-chemical changes in concrete (Khoury, 2000)
열에 의한 콘크리트의 역학적 특성의 저하는 시멘트 페이스트와 골재의 물리화학적 변화, 시멘트 페이스트와 골재 사이의 열적 차이(Thermal incompatibility)와 같은 재료적인 요인에 기인한다. 압축강도(Compressive strength)의 경우 콘크리트 내에서 결합력이 가장 약한 골재와 시멘트 페이스트사이의 결합력(Bond) 유지가 가장 중요한 요소라 할 수 있다.
많은 연구자들이 보통강도콘크리트(Normal strength concrete)와 고강도콘크리트(High strength concrete)를 대상으로 온도에 따른 강도 저하를 시험하였다(Peng, 2000, JCI, 2002, ACI, 2019). 시험조건, 특히 재료배합, 가열속도, 재하조건 등에 따라 결과에 차이가 있지만 대표적으로 유럽, 미주, 국내의 온도에 따른 강도저하 결과의 예시는 Fig. 3(a),(b),(c)와 같다(Eurocode 2, 2004, Phan and Carino, 2003, Chang et al., 2007). 이러한 역학적 특성 저하의 결과는 화재 손상을 받은 구조물의 내하력을 평가하기 위해 사용하거나 화재 후 보수보강을 위한 범위를 파악하기 위해 사용할 수 있다. ITA(2004)에서는 일반적인 구조설계에서 부재의 허용응력은 콘크리트 압축강도의 30~50%라 하였고, 1992년 이전까지 콘크리트 구조물의 단일 안전율로 적용되는 1.7을 고려한다면 콘크리트의 손상기준 온도를 450°C로 할 수 있지만, 경험적인 판단에 근거할 때 콘크리트 손상기준온도는 380°C, 철근의 손상기준온도는 250°C가 적합한 것으로 발표하였다. 또한 낮아진 손상기준온도는 화재 후 구조물의 보수보강 시간과 비용을 줄여준다는 점도 고려할 수 있다. Chang et al.(2007)은 콘크리트와 철근 외에 터널의 주요 지보재인 숏크리트를 대상으로 온도에 따른 역학적 특성 저하를 시험하였다. 숏크리트는 콘크리트에 비해 Fig. 3(d)와 같이 400°C와 600°C 부근에서 압축강도 잔존율이 더 급격하게 변하는 특성을 가지고 있다.
이외에도 인장강도, 크리프와 포아송비 등의 역학적 특성 변화와 비열, 열전도도, 열팽창과 같은 온도에 따른 열적 특성 변화에 대한 사항을 고려할 수 있다. 특히 열적 특성 변화는 실규모 화재시험을 대체하기 위한 수치해석을 위해 필요한 근거 자료로서 활용성이 높다.
3.2 구조체 단면손실
화재에 의한 구조물의 안전문제에서 가장 큰 영향을 미치는 요소는 스폴링(Spalling)에 의한 단면손실이다. 스폴링의 원인은 증기압(Vapor pressure), 열응력(Thermal stress), 크랙킹(Cracking)으로 구분할 수 있으며, 발생원인과 형태에 따라 Aggregate spalling, Explosive spalling, Surface spalling, Corner spalling, Sloughing-off spalling, and Post-cooling spalling의 여섯가지로 나눌 수 있다. Aggregate spalling, Explosive spalling, Surface spalling은 주로 증기압에 의해 터져 나가는 형태의 스폴링이 발생하며, Corner spalling, Sloughing-off spalling은 열응력에 의한 크랙으로 인하여 점진적인 형태로 발생한다. Post-cooling spalling은 화재 소화 후 콘크리트가 수분을 흡수하면서 부피 팽창에 의한 크랙으로 인해 발생한다(Khoury, 2000, Hertz, 2003, Boström and Larsen, 2006, Corsi, 2008).
증기압에 의한 스폴링의 발생 메커니즘은 앞에서 언급한 바와 같이, 모세관 수분이 온도 증가에 따라 기화하면 부피가 1,100배 가량 증가하면서 콘크리트 입자사이의 공극의 압력(Pore pressure)을 급격하게 증가시킨다. 이 수증기는 콘크리트 입자 사이를 이동하게 되며 불규칙하게 배열되어 있는 입자 간격의 변화에 따라 공극 내 압력 차이를 발생시킨다. 이때 콘크리트 내 일정 지점에서 압력의 최고점(peak)이 발생하게 되는데 이 지점의 압력이 콘크리트의 인장강도를 초과하면 스폴링이 발생하게 된다. 콘크리트 내 수증기의 이동은 콘크리트의 투수성(Permeability)과 관계되며, 입자가 조밀한 고강도콘크리트에서 공극압의 최고점이 높고 열원에 가까운 곳에서 발생한다(Hertz, 2003, Khoury, 2008, Choi and Kang, 2021).
콘크리트의 스폴링에 영향을 미치는 요인은 투수성, 골재 크기와 종류, 단면형상과 크기, 보강재 유무, 온도증가율, 가열 프로파일(Heating profile), 함수율(Pore saturation level), 재하조건(Load condition)이 있다. Aggregate spalling, Explosive spalling, Surface spalling은 화재 시작 후 20~30분 동안 발생하며, Corner spalling과 Sloughing-off spalling은 30~60분 후에 발생하는 것으로 알려져 있다(Table 3). 온도 증가에 따른 콘크리트의 열팽창(Thermal dilation)과 이것을 구속하는 외부하중(External applied load) 또는 프리스트레스(Pre-stressing) 역시 스폴링의 주요 원인이며, 보통강도 콘크리트의 함수율이 3%이하일 경우는 스폴링이 발생하지 않고 3~4%에서는 발생 빈도가 적은 것으로 알려져 있다. 스폴링은 일반적으로 화재로 건조된 콘크리트의 표층에서는 발생하지 않는다. 화재에 의한 건조의 깊이는 콘크리트 표면 아래 30~40 mm이다(Hertz, 2003, Corsi, 2008).
Table 3.
Features of the different types of spalling (Corsi, 2008).
| Spalling type |
Probablistic Time of Occurrence | Nature | Sound | Influence | *Main influence |
| Aggregate | 7-30 mins | Splitting | Popping | Superficial | H,A,S,D,W |
| Corner | 30-90 mins | Non-violent | None | Can be serious | T,A,Ft,R |
| Surface | 7-30 mins | Violent | Cracking | Can be serious | H,W,P,Ft |
| Explosive | 7-30 mins | Violent | Loud bang | Serious |
H,A,S,Fs,G,L,O, P,Q,R,S,W,Z |
| Sloughing-off | When concrete weakens | Non-violent | None | Can be serious | T,Fs,Tf,L,Q,R |
| Post-cooling | During & after cooling | Non-violent | None | Can be serious |
As sloughing off but also W1, AT |
*Note: A: Aggregate thermal expansion, D: Aggregate thermal diffusivity, Fs: Shear strength of concrete, Ft: Tensile strength of concrete G: Age of concrete, H: Heating rate, L: Loading/restraint, O: Heating profile, AT: Aggregate type, P: Permeability, Q: Section shape, R: Reinforcement, S: Aggregate size, T: Max temperature, W: Moisture content, Z: Section size, W1: Moisture absorption
화재저항성을 평가하는 방법으로 엔지니어는 규범적 방법(Prescriptive methods), 화재시험(Fire testing), 성능기반 방법(Performance based methods)을 사용할 수 있다. 규범적 방법과 화재시험은 수십 년의 기간을 거쳐 확립되었다. 규범적 방법은 사전에 설정된 내화 기준의 요건에 따르는 것으로서, 엄격하고 제한적이며 공학적 사고를 허용하지 않는다. 세 가지 방법 중 구현 비용이 가장 저렴하지만 정확도는 가장 낮으며, 달성한 안전 수준이 크게 다를 수 있다. 많은 경우 매우 보수적이고 비용 효율적이지 않지만 때로는 안전하지 않을 수도 있다. 규범적 방법에 비해 화재 시험이 규범적 방법에 비해 가지는 장점은 가열 중 구조물 내부의 온도 분포와 처짐을 표시하고 시험 없이 발견할 수 없는 약점을 자세히 파악할 수 있다는 점이다. 그러나 정확도는 사용되는 시험 장치와 방법에 따라 민감하므로 이에 대한 논의가 이루어지고 있으며, 시험 준비 및 시험 수행을 위한 시간이 오래 걸리고 설정 및 실행 비용이 높은 단점이 있다. 성능기반 방법은 계산과 수치해석 방법을 사용하여 규범적인 방법보다 비용 효율적이고 유연한 내화성 평가 방법을 제공할 수 있다. 성능기반 방법은 한계상태해석에 기반한 단순화된 계산, 열역학적 유한 요소 해석, 수분 이동, 공극 압력 및 폭발성 분출을 예측할 수 있는 종합적인 열수리학적 유한 요소 해석의 세 가지 범주로 분류할 수 있다(Khoury, 2000).
국내에서는 국토교통부에서 “도로터널 내화지침(2021)”을 발표하였고 이 지침에서 설명하고 있는 화재 시험 규정에 따라 화재저항성을 평가하도록 되어있다.
일부 연구자들이 화재에 의한 스폴링을 평가하기 위해 터널 라이닝을 모사한 콘크리트 시험체를 대상으로 고온 가열로를 사용한 시험결과를 발표하였다(Dorgarten et al., 2004, Yasuda et al., 2004, Boström and Larsen, 2006, Chang et al., 2006). 이 시험들에서는 열전대가 설치된 시험체를 가열로에 설치하고 시험목적에 맞는 시간이력곡선을 적용하여 시간 경과에 따른 시험체 내부의 온도분포, 시험 후 시험체의 표면과 스폴링 깊이 등을 확인하였다. 이러한 시험결과의 도출은 구조물 설계 시, 화재가 발생할 경우 예상되는 온도증가율, 최대온도, 최고온도 유지시간, 소화시간과 같은 화재의 시간이력곡선의 특징에 따라 발생하는 화재손상, 즉 스폴링 깊이와 역학적 특성 저하 깊이를 파악하는데 목적이 있다.
국내에서는 RABT와 RWS 시간이력곡선 하에서 28일 설계 압축강도가 24 MPa인 무근콘크리트와 철근콘크리트, 42 MPa인 세그먼트 콘크리트, 21 MPa인 숏크리트 시험체를 대상으로 시험체 내부의 온도분포와 스폴링 깊이를 파악하기 위한 시험이 수행되었다(Chang et al., 2006). 이 시험에서는 열전대를 가열면으로부터 5 cm 간격으로 설치하였기 때문에 Table 4, Fig. 4와 같이 온도 측정결과에서 추정하는 스폴링 깊이가 5 cm의 오차범위를 가지고 있다. 철근콘크리트는 무근콘크리트에 비해 철근의 영향으로 스폴링 깊이가 낮았으며, 세그먼트 콘크리트는 ACI(2019)에서 제시하는 고강도콘크리트(High strength concrete)의 분류기준인 55 MPa보다 압축강도가 낮지만 보통강도콘크리트보다 입자구조가 조밀하여 스폴링 깊이가 더 깊게 나타난 것으로 판단된다. 숏크리트의 경우는 특이하게 RABT와 RWS 시간이력곡선에 따른 차이가 매우 크게 나타났다. RABT의 경우, 콘크리트에 비해 상대적으로 다공성 재료인 숏크리트에서 스폴링의 영향이 적게 나타난 것으로 보이며, RWS에서는 밀도가 낮은 숏크리트에서 고온에 의해 용융(Melting)이 더 크게 영향을 끼치는 것으로 판단된다.
Table 4.
Comparison between estimation and actual measurement of spalling depth
화재 후 단면손실된 콘크리트 표면으로부터 어떤 깊이까지 역학적 특성이 얼마큼 저하되었는지를 확인하기는 어렵다. 화재 손상면에서의 코어채취를 통한 압축강도 측정은 깊이별 결과를 얻을 수 없기 때문이다. 앞서 언급한 바와 같이 해당 화재와 유사한 화재시험을 통해 Fig. 4와 같은 온도분포곡선을 얻어 추정할 수 있지만, 유사한 시간이력곡선의 적용이란 점에서 이미 어려움이 발생한다. 따라서 깊이별 온도분포를 추정을 위해서는 화재손상된 표면으로부터 채취된 코어에 대해 중성화 시험 및 X선회절분석(XRD), 주사전자현미경(SEM) 시험 등을 수행하는 것이 필요하다. 콘크리트는 3.1절에서 설명된 수산화칼슘에 의해 강알칼리성을 나타낸다. 화재 손상된 콘크리트는 열에 의해 수산화칼슘이 분해되어 탄산화 되며, 중성화 시험을 통해 탄산화된 깊이를 파악할 수 있다. 또한 수화 및 반응생성물의 주요 피크 지표(Silicon Oxide, Portlandite, Silicon Oxide, Calcium Carbonate, Ettringite)를 확인할 수 있는 X선회절분석을 통해 시료의 깊이에 따른 수열온도를 파악할 수 있다(Choi et al., 2005).
3.3 내화재
구조물 설계 시 화재로부터 구조물을 보호하기 위한 방법은 크게 액티브 방식(Active fire protection system)과 패시브 방식(Passive fire protection system)으로 나눌 수 있다. 액티브 방식은 화재를 선 제어하는 방식으로 화재 초기에 감지 센서 등을 이용하여 스프링클러(Water sprinklers), 미스트(Water mists), 포소화설비(Foam deluge system)와 같은 소화설비를 작동시켜 화재를 제어하는 개념이다. 이 방식은 대다수 터널들에 적용되고 있다. 패시브방식은 사람들의 대피와 소화 작업(Fire extinguishing work)을 원활하게 하기 위해 화재 동안 구조물의 안정성을 유지하는 개념이다. 화재로부터 구조물의 내하력을 보존하여 붕괴를 방지하기 위해 터널 구조물의 경우 내측에 Fig. 5와 같이 내화층(내화패널 또는 뿜칠 내화재)을 형성하거나 콘크리트에 내화섬유를 포함시켜 시공하는 방법이 포함된다(Beard and Carvel, 2005, Melbye and Dimmock, 2006).
내화재는 기본적으로 스폴링이 발생하지 않아야 한다. 내화층을 형성하는 방법과 내화섬유를 사용하는 방법 모두 스폴링이 발생하지 않도록 내화층의 두께를 확보하거나 내화섬유가 포함된 콘크리트의 가열면에서 단면손실이 발생하지 않아야 한다. 그러나 이차라이닝을 사용하는 방법이나 미리 단면손실을 고려하여 단면을 두껍게 보강하는 방법은 스폴링을 허용하는 방법으로 이와 관련이 없다. 더불어 내화재는 그 배면, 즉 내화재와 콘크리트의 접합부에서의 온도가 콘크리트의 손상기준온도(일반적으로 380°C 사용)이하여야 하며, 철근 위치에서의 온도는 철근의 손상기준옫도(일반적으로 250°C 사용)이하여야 한다.
국내에서 가열로를 이용한 내화시험을 수행하여 내화재 두께를 결정한 첫 사례는 “부산-거제간 연결도로 건설공사”중 침매터널(가덕해저터널) 구조물이다. 침매터널은 화재 손상이 발생할 경우 가장 취약한 구조물로서, 내염해성 콘크리트로 제작된 함체를 보호하기 위해 내화재를 사용하였고 HCinc(120분)와 ISO834(240분) 시간이력곡선에 대해 시험하였다. 내화재를 사용하지 않았을 경우 내염해성 콘크리트의 단면손실은 약 8 cm로 나타났으며, 시험결과 상으로는 내화재 두께가 25 mm인 경우에 콘크리트와 철근 위치에서의 측정온도가 손상기준온도인 380°C, 250°C이하로 나타났다(Choi et al., 2010).
침매터널은 함체 간 연결부에 설치되는 지수재를 화재로부터 보호하기 위한 조치가 필수적이다. 가덕해저터널의 지수재는 Fig. 6과 같이 지나 개스킷(GINA gasket)과 오메가 실(Omega seal)을 사용하여 2중으로 수밀성을 확보한 구조이다(GK Fixed Link Corporation, 2006). 이 연결부의 초기 설계는 시공조인트 부에 내화패널를 이용하는 방식이었으나, HCinc(120분)을 적용한 화재실험에서 ITA(2004)에서 제시하는 개스킷의 손상기준온도인 150°C를 초과하였고, 최종적으로는 Fig. 6과 같이 굴곡 있는 철판과 뿜칠 내화재를 사용하는 형태로 변경되었다(Choi et al., 2011).
침매터널 외에 지하공간에서 횡류식 환기방식을 사용할 때 설치되는 풍도슬래브(Duct slab)는 최근 내화설계 적용이 확대되는 시설이다. 풍도슬래브의 내화재 적용은 기존 터널과 동일하다. Choi et al.(2021b)은 내화풍도슬래브의 시공조인트부의 화재저항성능을 시험하였다. 내화재(30 mm)와 콘크리트 슬래브가 일체화된 두 개의 시험체를 7 mm 이격시켜 시공조인트로 설정하였고 시공조인트부에 내화재와 콘크리트의 연결위치부터 20 mm 간격으로 열전대를 설치하여 온도를 측정하였다. 결론적으로 시공조인트부에 보강이 없을 경우는 시공조인트부를 타고 열기가 전달되어 내화재의 상부인 콘크리트에서 스폴링이 발생하여 손상이 발생하므로, 시공조인트부 내측에 보강(내화재 블록, 폭 30 mm, 높이 40 mm)을 할 필요가 있음을 보여주었다.
내화 설계는 내화 부재를 통한 열 전달을 허용 한도 이내로 유지하기에 충분한 부재 단면의 치수와 허용 한도 이내의 부재 성능, 필요한 내화 시간을 유지할 수 있는, 즉 콘크리트 및 철근의 온도를 임계값 이하로 유지하기에 충분하여야 한다(Khoury, 2000). 결론적으로 내화층을 형성하는 내화패널과 뿜칠 내화재를 이용할 경우, 스폴링이 발생하지 않아야 하고 내화재 배면의 콘크리트와 콘크리트 내의 철근 위치에서의 온도가 손상기준온도 이하여야 한다. 일반적으로 가장 강력한 시간이력곡선인 RWS 하에서 내화층 두께가 30 mm 이상이면 이러한 기준을 만족하는 경우가 많다.
내화층을 형성하는 방법 중 내화패널은 터널 형상이 직선으로 이루어진 경우(침매터널, 박스터널)에 적합하고 NATM이나 TBM과 같이 난형이나 원형을 가진 터널에는 뿜침 내화재 방식이 시공성면에서 더 낫다. 패널을 설치하는 방식은 뿜칠 방식에 비해 비용이 2배 가량 높은 것으로 알려져 있다(Melbye and Dimmock, 2006, Clement and Focaracci, 2011).
내화섬유는 직경 15~32 ㎛, 길이 3~19 mm의 실 형태로 콘크리트 내부에서 온도 증가에 따라 녹아서 콘크리트 내부에 모세관 수분의 이동경로를 형성시켜 Moisture clog에 의한 공극압 증가를 감소시키기 위해 사용된다. 섬유의 재질은 PP (Polypropylene), PET (Polyethylene Terephthalate), NYLON, PVA (PolyVinyl Alcohol) 등이 있으며, 콘크리트를 혼합할 때 같이 넣어서 사용하므로 친수성과 유동성이 좋은 재료를 사용하는 것이 바람직하다. 친수성은 NYLON, PET, PP순이지만 친수성 유제를 사용하는 방법도 고려할 수 있으며, 양호한 혼합을 위해 분산제(Dispersant)를 사용한다(Choi et al., 2021a). Choi et al.(2021a)은 PET와 PP섬유를 사용한 콘크리트 시험체에 대한 내화시험에서 PP섬유의 결과가 내화성능에 더 효과적임을 보였고 그 이유로 PP섬유의 녹는점(165°C)이 PET섬유(256°C)보다 낮은 점을 언급하였다.
내화섬유는 일반적으로 콘크리트 단위부피(m3)당 1~3 kg를 사용하며, 콘크리트 배합설계와 사용하는 섬유의 특성에 따라 사용량이 달라질 수 있다. 1 kg/m3 이하에서의 내화섬유의 효과는 연구자별로 차이가 있으며 3 kg/m3 이상에서는 콘크리트 배합에 문제가 발생한다는 보고가 있다. 또한 PP섬유 함유가 콘크리트의 강도저하를 발생시킬 수 있다는 결과도 있다. Eurocode 2에서는 PP섬유 2 kg/m3 이상을 추천하고 있다(Kalifa et al., 2001, Eurocode 2, 2004, Khoury, 2008, Mazzucco and Xotta, 2016, Yermak et al., 2017).
Choi and Kang(2021)은 RABT 시간이력곡선 하에서 PP섬유 혼입량이 0.75~2.0 kg/m3인 경우에 가열면으로부터 50 mm지점과 75~80 mm에서의 온도분포를 검토하였다. 이 검토에서 사용된 시험체들은 배합 상 차이가 있지만, PP섬유 혼입량에 따른 전체적인 경향을 파악해 볼 수 있다. 검토 결과, 50 mm위치에서 PP섬유 혼입량이 0.75와 1.0 kg/m3인 경우의 결과가 유사하게 나타났으며, 내부온도가 380°C를 초과하는 것으로 나타났다. 반면, 같은 위치에서 PP섬유 혼입량이 1.5와 2.0 kg/m3인 경우의 결과가 유사하게 나타났고 내부 최고온도는 380°C이하이고 종료 온도는 철근 손상기준인 250°C이상이었다. 75~80 mm에서는 모든 경우에서 내부 최고온도가 380°C이하이고 PP섬유 혼입량이 1.5와 2.0 kg/m3인 경우는 최고온도가 250°C이하로 나타났다.
내화섬유를 이용한 시험체에 대한 화재저항성능을 평가하는 시험에서 시간이력곡선은 RABT가 주로 사용된다. 국내에서는 화재저항성능 평가시험에서 주로 RWS를 사용하고 있지만, Chang et al.(2006)이 수행한 철근콘크리트 시험체의 화재시험 후 표면 형상을 보면 Fig. 7(a)와 같이 RABT 하에서는 콘크리트 및 철근의 용융(Melting)이 거의 발생하지 않았지만, RWS 하에서는 Fig. 7(b)와 같이 콘크리트 및 철근의 용융이 가열면 전체에서 나타났다. 내화섬유는 화재 시 온도 증가에 따라 녹아서 증기압이 소산되는 이동통로를 형성시키는 목적으로 사용되고 녹는점이 160~260°C인 점을 고려할 때, RWS를 적용하면 화재저항성능을 평가하기 어렵게 되는 문제가 발생한다. 따라서 내화섬유 시험체에 대한 화재저항성능 평가는 재료의 용융온도 미만의 시간이력곡선을 사용하는 것이 바람직하다.
스폴링 방지를 위해 내화층을 형성하는 방법대비 내화섬유를 사용하는 방법은 비용대비 효과적인 방법이다(Melbye and Dimmock, 2006, Clement and Focaracci, 2011). 만약 화재가 발생한다면 내화층을 제거하고 재시공하는 것이 내화섬유를 포함한 콘크리트 표면을 제거하고 보수‧보강하는 작업보다 더 간단하겠지만, 비용적인 면에서는 불리하다.
4. 화재손상 예측모델
4.1 화재손상 모델링 개요
기존의 열-역학 연계 해석(Thermo-mechanical coupled analysis)은 스폴링으로 인한 구조적 손실을 고려하지 않고 콘크리트의 열적 및 역학적 특성 저하만을 고려하였다. Boström and Larsen(2006)은 수치 모델에서 스폴링을 고려할 때 현실을 반영하는 결과를 도출할 수 있으며, 기존의 수치 모델이 스폴링 발생 시 콘크리트 구조물의 손상 정도를 과소평가할 수 있다고 하였다. 또한, Kodur and Dwaikat(2008)은 표준 내화성 테스트에 기반한 규범적 접근 방식 또는 경험적 계산 방법이 실제 화재와 화재 상황에서의 하중 및 구속 조건을 반영하지 않기 때문에, 합리적이고 비용 효율적인 컴퓨터 모델을 사용하여 다양한 매개 변수가 구조물의 내화성에 미치는 영향을 조사하기 위한 일련의 매개 변수 연구를 수행해야 한다고 지적했다.
많은 연구자들이 가열 시 콘크리트의 탈수, 공극압, 열 응력(즉, 수리적, 화학적, 열적, 역학적 현상 간의 결합)의 변화를 고려하여 화재 손상 깊이를 결정하는 수치적 방법을 연구했다(Gawin et al., 2003, Pesavento et al., 2007, Davie et al., 2008, Lottman et al., 2013). 그러나 이러한 연구에서의 화재 손상 깊이는 단면 손실에 대한 고려 없이 스폴링과 역학적 특성 저하에 대한 손상 범위를 의미한다.
Khoury et al.(2002)는 폭열(Explosive spalling)로 인한 구조적 단면 손실을 시뮬레이션 할 수 없었지만, 0에서 1 사이의 손상 지수(Damage index)를 사용하여 스폴링 가능성을 추정했다. 이 연구에서는 스폴링 기준이 수치 모델에 포함되지 않았다는 내재적 한계를 인식하였으며, 스폴링을 시뮬레이션하는 다양한 이론이 제안되고 있지만 아직 완전히 검증되지는 않았다고 언급하였다.
Ono and Otsuka(2006)는 스폴링에 의한 구조적 손실은 50 mm로 가정하여 스폴링 전과 후의 쉴드 터널 세그먼트 라이닝에 대한 열전달 해석을 수행했다. 이 연구에서는 연속적으로 구조적인 손상 및 손실을 고려하지 않고 스폴링 전과 후로 나누어 별개로 열전달 해석을 수행한 사례이다.
Savov et al.(2005)는 화재 노출 5분에서 30분 사이에 스폴링 깊이가 선형적으로 증가한다고 가정하고 최종 스폴링 깊이가 0, 10, 20, 30cm로 설정하여 네 가지 스폴링 시나리오에서 터널의 안정성 평가를 수행했다. 이 연구에서는 라이닝을 이산화(Discretization)하기 위해 층을 가진 유한 빔 요소(Layered finite beam elements)를 사용하여 미리 설정된 스폴링 시나리오에 따라 층(Layer)을 비활성화(Deactivation)함으로써 스폴링을 고려하였다.
열전달 모델 또는 열역학적 연계 모델에 스폴링을 반영하는 것은 실제에 가까운 결과를 예측하는 데 필수적이다. Chang et al.(2008)은 유한요소법(FEM)에 기반한 요소 제거 모델(Element elimination model)을 도입하여 요소에 대한 노드의 계산 결과를 0으로 만들어 가열 시 재료의 손실을 고려하였다. 이 과정에서 요소의 제거 기준은 요소의 온도가 600°C를 초과하는 경우이다. 이것은 사전에 설정된 스폴링 시나리오에 따라 층을 비활성화하여 스폴링을 고려하는 Savov et al.(2005)의 방법과 다르다.
위에서 설명한 요소제거 방법은 파괴 역학(Fracture mechanic)에서 사용하는 요소의 인장 응력과 전단 응력이 임계 값을 초과할 때 노드를 분할하여 요소 사이의 표면을 분리하는 수치적 방법과 차이가 있다(Borst, 1997, Cotterell, 2002).
Phan et al.(2011)은 열-수리-역학적(THM) 연계 모델과 스폴링 기준을 결합한 모델을 도입하였다. 이들은 스폴링 기준이 만족될 때, 유한 요소 메쉬를 비활성화하여 스폴링을 시뮬레이션할 수 있는 상용 유한 요소 코드(CESAR)를 사용하였다. 이 모델에서는 공극압이 콘크리트의 인장 강도를 초과하고 열팽창에 의한 압축 응력이 오일러의 기준 응력(Euler’s criterion stress)을 초과하는 조건에서 스폴링을 적용한다.
4.2 요소제거모델
앞 절에서 언급된 바와 같이 화재에 의한 단면손실은 구조물의 내하력에 큰 영향을 줄 수 있기 때문에 수치해석을 통한 화재손상 모델링에서도 중요하다. 본 절에서는 단면손실을 고려할 수 있는 요소제거모델을 적용한 열-역학 연동해석에 대해 설명하였다.
스폴링에 의한 단면손실을 수치해석 모델에서 반영하기 위해서는 스폴링 적용 기준, 즉 요소를 제거하는 기준이 필요하다. 요소 제거 기준으로는 재료의 열-역학적 파괴기준을 적용하는 방법과 단면손실에 대한 기준온도를 설정하여 제거 기준으로 삼는 방법이 있다. Khoury(2002)가 언급한 바와 같이 아직까지 단면손실을 모사하기 위한 이론적인 뒷받침이 부족한 상황에서 수식화와 변수해석을 수행하기에는 파괴기준보다 온도기준이 더 양호하다. 이러한 점을 고려하여 Chang et al.(2008)은 요소제거 기준으로 온도를 사용하였으며, 열-역학 연동해석 결과를 시험에서 얻어진 단면손실 결과와 비교하였다.
기존의 단순한 열전달 해석은 가열면과 해당 면에 온도를 설정하고 열전도에 의해 전달되는 온도분포를 계산하였다. 그러나 단면손실에 대한 기준온도를 설정하는 요소제거모델에서는 가열면의 온도 경계조건을 열전도로 설정할 경우 요소가 연속적으로 제거되기 때문에 의미가 없다. 따라서 온도 경계조건을 대류열전달계수 또는 복합열전달계수로 모사하여야 한다(Choi et al., 2013, Chang et al., 2016).
Chang et al.(2008)은 RABT와 RWS 하에서 수행된 화재손상 시험결과(Chang et al., 2006)를 기반으로 요소제거를 위한 요소크기와 기준온도를 결정하였다. 이 변수해석에서 요소크기가 25 mm이고 기준온도가 600°C일 때 화재시험결과와 가장 유사한 해석결과가 얻어졌으며, 화재에 대한 시간이력곡선과 콘크리트 재료조건별로 대류열전달계수 변화를 시행오차(Trial and error)를 통해 도출하였다. 도출된 대류열전달계수는 시간경과에 따라 음지수 함수 형태로 감소하는 것으로 나타났다. Fig. 8은 요소제거모델을 적용한 열-역학 연동해석의 흐름도이다.
Fig. 8.
Procedure of thermo-mechanical coupling analysis with an element elimination model (Choi et al., 2013)
Fig. 9는 입력 조건이 동일한 상황에서 수행한 단면손실을 고려하지 않는 기존의 열전달해석 결과와 요소제거모델을 활용하여 단면손실을 고려한 열전달해석 결과이다. 화재손상시험을 통해 얻어진 온도분포 결과와 비교한 결과, 기존의 열전달 해석 결과는 단면손실을 고려하지 못하였으며, 시험결과와 상이한 온도분포를 나타냈다. 따라서 단면 손실 반영 여부뿐만 아니라 온도 상승에 의한 구조물의 잔존부 손상정도도 과소평가할 수 있는 문제가 있음을 확인할 수 있었다. 이것은 구조물의 화재저항성을 수치해석적으로 고려하기 위해서는 단면손실을 고려할 필요가 있음을 보여준다.
Fig. 9.
Comparison between the proposed and the conventional heat transfer analyses (unreinforced concrete under the RABT fire scenario) (Choi et al., 2013)
5. 결 론
본 연구에서는 터널과 같은 지하공간 화재 시 발생하는 구조물의 손상과 손상예측모델, 그리고 손상 방지를 위한 내화방법에 대해서 살펴보았다. 논의된 주요 사항들을 요약하면 다음과 같다.
1.화재 안정성을 목적으로 구조물을 설계할 경우, 화재심각도와 화재저항성을 비교하기 위해 시간, 온도, 강도 영역에서의 활용방법과 적용 개념을 확인하여야 한다. 터널의 경우 공간의 폐쇄성과 양방향 공기 유입의 특수성을 가지므로 화재 시간이력곡선의 선택에서 이에 대한 고려가 필요하며, 또한 구조물과 차량 종류에 따라 적합한 화재곡선의 선택이 필요하다.
2.터널에서의 화재 손상 대상은 주로 콘크리트, 철근, 숏크리트, 개스켓(지수재)이다. 본 연구에서는 화재 손상이 발생되는 대표적 재료인 콘크리트에 대해 온도에 따른 물리적, 화학적, 역학적 특성 변화를 살펴보았다. 주요 특성 변화가 발생하는 온도는 100, 300, 600°C 부근이며, 역학적 특성 변화는 시멘트 페이스트와 골재의 물리화학적 변화와 시멘트 페이스트와 골재 사이의 열적 차이와 같은 재료적인 요인에 기인하였다. 고강도 콘크리트는 보통강도에 비해 스폴링이 잘 나타나는 점을 고려하여야 하며, 경험적인 판단을 기반으로 ITA(2004)에서는 콘크리트와 철근의 손상기준온도를 각각 380°C, 250°C로 제시하였다.
3.화재 시 구조물의 안정성에 가장 큰 영향을 미치는 요소는 스폴링에 의한 단면손실이다. 본 연구에서는 스폴링의 원인과 영향을 미치는 요인, 발생형태를 살펴보았다. RABT와 RWS 화재곡선 하에서 수행된 시험결과에 따르면 콘크리트의 스폴링은 8~16 cm이며, 숏크리트의 스폴링은 RWS 화재곡선 하에서 용융에 의해 25 cm로 매우 깊게 나타났다. 화재 후 단면손실된 콘크리트 표면으로부터 깊이별 수열온도를 추정하기 위해서 중성화 시험 및 X선회절분석(XRD), 주사전자현미경(SEM) 시험을 수행할 수 있다.
4.화재 시 구조물을 이용하는 사람들의 대피와 소화작업을 위해서는 구조물의 붕괴방지 개념의 패시브 방식 적용이 필요하다. 이 방식은 내화패널 또는 뿜칠 내화재와 같은 내화층을 형성하거나 내화섬유를 사용하여 구조물의 화재저항성을 향상시키는 것으로서, 구조물의 설계 단계에서 화재저항성능시험을 통해 내화재와 콘크리트의 접합부에서의 온도와 철근 위치에서의 온도가 손상기준온도 이하로 나타나도록 하여야 한다. 내화섬유는 비용대비 효과적인 내화방법으로서 내화층 형성방법과 마찬가지로 스폴링이 발생하지 않아야 한다. 더불어 구조물의 시공조인트부에서의 화재성능보강을 통해 화재 시 구조물의 안전을 확보하여야 한다.
5.화재저항성을 평가하는 방법으로 엔지니어는 규범적 방법, 화재시험, 성능기반 방법을 사용할 수 있다. 규범적 방법은 구현 비용이 가장 저렴하지만 정확도는 가장 낮으며, 달성한 안전 수준이 크게 다를 수 있으며, 화재시험의 경우는 시간 및 비용이 높은 단점이 있다. 성능기반 방법은 계산과 수치해석 방법을 사용하여 유연한 내화성 평가를 수행할 수 있다. 본 연구에서는 기존의 열-역학 연계해석 방법과 단면손실을 고려할 수 있는 요소제거모델을 살펴보았다. 그리고 화재저항성을 파악하기 위한 해석에서 단면손실을 고려하지 못할 경우, 구조물의 손상을 과소평가할 수 있음을 확인하였다.
