1.1 GFRP(Glass Fiber Reinforced Polymer) 보강근 콘크리트 보와 철근 콘크리트 보의 내화구조 관련 기준

우리나라의 내화구조는 건축물의 피난방화구조 등의 기준에 관한 규칙^{(MOLIT 2025)}에서 콘크리트 보의 경우, 철근콘크리트 구조로 된 보는 모두 내화구조로 지칭하고 있다. 또는 국토교통부장관이 정하여 고시하는 방법에 따라 시험하여 건축물의 규모나 용도에 따라 달리 규정된 1~3 시간의 내화시간 성능기준을 만족한 보를 내화구조로 지칭할 수 있다고 되어 있다. 다만, 최근 제정된 유리섬유 강화 폴리머 보강근 콘크리트 구조 설계기준 KDS 14 20 68^{(KCI 2024)}에 의하면 유리섬유보강근이 유리전이온도보다 15 °C 이하인 사용온도에서 사용할 수 있다고 되어 있고, 유리섬유 혹은 탄소섬유에 사용되는 수지의 유리전이 온도범위가 65~140 °C^{(Kodur et al. 2025)}인 것을 감안하면 GFRP 보강근을 사용한 콘크리트 보는 고온에서의 사용이 매우 제한적임을 알 수 있다. 화재 중 보강근의 수열온도를 파악하기 위해서는 내화시험을 수행해야 하는데, 국내 내화시험 표준인 건축부재의 내화시험방법^{(KATS 2006)}에는 GFRP 보강근이 사용된 콘크리트 보에서의 보강근 수열온도 측정방법이 따로 명시되어 있지 않다.

1.2 기존 연구 동향

콘크리트, 철근과 같은 전통적인 구조재료와 비교하여, FRP (fiber reinforced polymer)의 내화성능에 대한 연구는 상대적으로 많지 않다. 최근 연구에서도^{(Kodur et al. 2025)} 고온에서 다양한 종류의 FRP가 보강근 또는 보강재로서 구조물에 사용되었을 때의 성능에 대한 문헌들을 종합적으로 분석한 연구결과를 제시한 바 있는데, FRP가 보강근으로 사용되는 경우에 대한 내화 실험 데이터가 부족하다고 지적하고 있으며, 특히 화재 실험 방법, 해석 모델, 내화성능 개선 전략, 내화설계기법 등 전반에서 연구 데이터가 제한적이라고 분석하였다. 그럼에도 몇 가지 알려진 것은 GFRP에서 상온대비 50 % 정도의 성능을 발휘하는 온도가 CFRP(carbon fiber reinforced polymer)보다 약 75 °C 정도 높은 것 등이다. 이와 같이 GFRP 보강근의 온도에 따른 역학적인 거동은 ^{Kim and Moon(2015)}의 논문과 ^{Rosa et al. (2022a}, ^b) 등에서도 제시하고 있는데, 대부분 직경 12 mm 이하의 보강근에 대해 시험한 결과를 제시하고 있어 16 mm 이상의 직경을 사용하는 현장의 수요를 반영하기 위해서는 현재 확보된 실험데이터의 보정 또는 추가 실험데이터가 필요하다. 또한, 보강근의 노출온도는 최대 500 °C 정도로, 콘크리트와 철근의 연구결과(1,000 °C)에 비하면 현저히 낮은 온도 범위인데, 이는 유리전이온도 이상의 범위에서 수지가 녹으면서 보강근의 형상을 유지하기 어려운 특성을 반영한 것으로 유추된다.

GFRP 보강근이 포함된 콘크리트 휨재(보 및 슬래브)의 내화성능에 대한 연구는 ^{Abbasi and Hogg(2006)}, ^{Kodur and Bisby (2005)}, ^{Rosa et al.(2022a)}, ^{Zhao et al.(2022)}, ^{Thongchom et al.(2023)} 등에서 찾아볼 수 있다. ^{Abbasi and Hogg(2006)}은 열경화성 수지로 구성된 GFRP 휨보강근과 GFRP 전단보강근, 열가소성 수지로 구성된 GFRP 휨보강근(직경 12.7 mm)과 철근 전단보강근으로 변수를 나누어 콘크리트 보의 내화실험을 수행하였으며, 그 결과 급격한 처짐이 나타나는 시점이 전자는 128분, 후자는 94분으로 나타났다. ^{Kodur and Bisby(2005)}의 연구에서는 직경 12.7 mm의 GFRP와 9.5 mm CFRP 보강근 콘크리트 슬래브의 슬래브 두께, 피복두께, 골재 타입에 따른 내화성능을 실험 및 해석을 통해 비교하였다. 이 연구에서는 보강근이 한계온도(critical temperature)에 도달하는 시간을 내화시간으로 정의하였는데, GFRP 보강근의 경우 두께 203 mm인 콘크리트 슬래브에서 피복두께를 38.1 mm로 하였을 때 약 64분의 내화시간을 확보하는 것으로 실험 및 해석에서 나타났다. ^{Rosa et al.(2022a)}은 여러 다른 형태의 이음과 정착방식을 가진 GFRP 보강근 콘크리트 슬래브에 대해 내화실험을 수행한 결과를 보고하였다. 이 연구에서는 Eurocode 2^{(CEN 2010)}에서 제시하는 내화성능기준에 따라 내화시간을 평가하였으며, 이음위치가 화재에 노출되는 경우 내화성능이 현저히 감소될 수 있으나, 연속 보강근의 형태로 배근된 경우에는 피복두께에 따라 2-3시간의 내화성능을 충분히 확보하는 것으로 보고하고 있다. ^{Zhao et al. (2022)}의 연구에서는 인장철근을 직경 12 mm의 GFRP 보강근과 10 mm의 CFRP 보강근으로 대체한 콘크리트 보를 일정한 고온에 두 시간 동안 노출시킨 후 가력실험을 통해 최대 휨 모멘트의 저감정도를 평가하였다. 실험 결과에 의하면 GFRP 보강근 보는 상온대비 400 °C에서 약 11 %의 모멘트 내력 저감을 나타냈으며 600 °C에 노출된 경우에는 약 76 %의 모멘트 내력 저감이 나타났다. ^{Thongchom et al.(2023)}의 연구에서는 GFRP 보강근 콘크리트 보와 철근 콘크리트 보의 내화성능을 실험 및 해석적으로 비교하였는데, 직경이 다른 GFRP 보강근을 사용하더라도 한계온도에 도달하는 내화시간에는 큰 차이가 없으며 철근 콘크리트 보에서는 약 83분 후 한계온도에 도달한 반면, GFRP 보강근에서는 약 33~36분 정도에 도달하는 것으로 보고하고 있다.

앞서 기술한 기존의 문헌들을 종합적으로 분석하면, GFRP 보강근 콘크리트 보 또는 슬래브의 내화 연구는 직경 12 mm 이하의 GFRP 보강근을 대부분 사용하고 있고, 내화성능 평가 기준이 보강근의 온도 또는 부재의 처짐 등 일관되지 않은 제한점이 있다. 또한, 화재실험을 통한 GFRP 보강근의 온도분포나 구조물의 처짐에 대한 분석에 비해, 화재 후 가력실험을 통한 구조성능의 저감정도에 대한 분석은 상대적으로 더욱 부족한 실정임을 알 수 있다.

따라서, 실제 현장 적용을 고려한 직경의 보강근으로 설계된 콘크리트 보에서 나타나는 화재 중 온도분포 및 화재 후 구조성능 저감정도를 파악할 필요가 있다. 또한, 같은 상황에서 철근 콘크리트 보의 내화성능과 비교하여 GFRP 보강근 콘크리트 보의 내화성능 특성을 평가 및 설계에 반영할 필요가 있다.

1.3 연구 목표 및 방법

본 연구에서는 GFRP 보강근을 주근으로 하는 콘크리트 보의 내화성능을 해석적 기법으로 파악하고, 상온에서 같은 강도를 가지는 철근 콘크리트 보의 내화성능과 비교하고자 한다. 이를 위해, GFRP 보강근 콘크리트 보와 철근 콘크리트 보를 유한요소해석 모델로 구현하고, 온도에 따른 열역학적 물성치를 반영하여 열 및 구조해석을 수행하였다. 해석기법은 취득가능한 실험결과와의 비교를 통해 검증하였으며, 화재 중 GFRP 보강근 및 철근의 온도분포와 화재 후 구조성능 비교를 통해 GFRP 보강근 콘크리트 보의 내화특성을 파악하였다. 추가로, 화재시간에 따른 GFRP 보강근 콘크리트 보의 구조성능 변화를 예측함으로써, 현 내화시간 성능기준에 맞추어 GFRP 보강근 콘크리트 보의 내화성능을 분석하고자 한다.

2.1 모델설정

기존에 화재실험을 수행했던 철근 콘크리트 보^{(Ryu et al. 2018)}를 대조군으로 설정하고, 동일한 보 단면 크기와 공칭모멘트를 갖되 압축 및 인장철근을 GFRP 보강근으로 대체하는 콘크리트 보를 현행 유리섬유 강화 폴리머 보강근 콘크리트 구조 설계기준 KDS 14 20 68^{(KCI 2024)}에 따라 설계하였다. 이때, 콘크리트는 설계기준 압축강도는 24 MPa, 철근의 항복인장강도는 448 MPa이며^{(Ryu et al. 2018)}, GFRP 보강근의 인장강도는 KDS 14 20 68^{(KCI 2024)}의 최소 보장 인장력을 단면적으로 나누어 산출한 값을 사용하였다. GFRP 보강근 콘크리트 보의 전단보강근은 시공가능한 보강근의 간격 등을 고려하여 철근으로 배근하는 하이브리드 기법을 사용하되, 콘크리트에 의한 공칭전단강도를 KDS 14 20 68^{(KCI 2024)}에서 제시하는 식 (1)에 따라 계산함으로써 철근 콘크리트 보의 콘크리트에 의한 공칭전단강도(식 (2), KDS 14 20 22^{(KCI 2022)})보다 작아지게 되고 이를 보완하기 위해 전단보강근 간격이 줄어들게 되었다. 구조설계에 적용한 재료강도 및 공칭강도는 Table 1에, 배근상세와 가력계획은 Fig. 1에 제시하였다.

$k_{p}$ : 콘크리트 전단강도에 대한 축력의 영향계수,

$k_{s}$ : 크기효과계수, (0.3/d)^0.25

$\beta_{v}$ : GFRP 보강근 콘크리트 부재의 전단 및 뚫림강도에 대한 부분강도조정계수, 0.5

$\lambda$ : 경량콘크리트계수, 보통중량콘크리트=1

$f_{ck}$ : 콘크리트 설계기준 압축강도, MPa

$b_{w}$ : 보의 복부 폭, mm

$d$ : 보의 유효깊이, mm

Fig. 1 Beam dimensions

2.2 해석 프레임워크

전반적인 해석의 절차는 화재에 노출된 콘크리트 보의 내부온도분포 파악을 위한 열해석과 하중-변위 곡선을 예측하기 위한 구조해석으로 이루어졌으며, 상용유한요소해석 프로그램인 ABAQUS 2025^{(Dassault Systèmes 2025)}를 이용하여 모델을 구현하고 해석을 수행하였다.

먼저, 열해석을 위해 Fig. 2(a)와 같이 2차원 단면 모델을 구현하고, 보의 옆면과 하부면에 해당하는 절점에 ISO 834(1999) 표준화재곡선에 따른 열에너지를 부여하는 방식으로 내부온도분포를 예측하였다. 열에너지는 화재 실험 중 가열로에 방출되는 고온이 공기를 통해 구조물 표면에 전달되는 과정을 모사하여 대류에너지로 부여하였으며, 대류계수는 공기의 자연대류에 해당하는 2~25 W/(m²･K)의 범위 중에서 검증과정을 거쳐 8.2 W/(m²･K)으로 설정하였다^{(Choi et al. 2012)}. 또한, 건축물의 피난방화구조 등의 기준에 관한 규칙^{(MOLIT 2025)}에서 제시한 내화시간 3시간까지 ISO 834(1999) 표준화재 곡선을 따르도록 가열조건을 부여하였다.

Fig. 2 Finite analytical models

구조해석 모델은 Fig. 2(b)와 같이 3차원으로 구현하였는데, 콘크리트 부분은 8-node brick 요소로 구성하였고, 주근과 전단보강근은 모두 2-node truss 요소로 구성하였다. 요소의 크기는 해석의 정확성과 계산의 경제성을 고려하여 20 mm를 넘지 않도록 제한하였다. 또한, 보강근과 콘크리트 계면을 완전부착거동으로 가정하고 비선형 기하해석을 수행하였다. 완전부착거동은 가장 큰 부착응력이 발생하는 보강근의 단부가 화재실험에서는 직접적으로 고온에 노출되지 않는다는 점과, 3차원 계면 모델링과 부착응력 계산에 소요되는 시간을 고려하여 가정의 적정성을 확보하였다.

2.3 재료모델

2.3.1 열적 물성치

열해석을 수행하기 위해 필요한 기본적인 물성치는 밀도, 온도별 비열 및 열전도율로, 콘크리트와 철근의 물성치는 Eurocode 2^{(CEN 2004)}에 온도에 따른 식으로 제시되어 있어 본 연구의 열해석 모델에 바로 적용이 가능하다. 그러나 GFRP 보강근의 물성치 경우, 콘크리트나 철근에 비해 많은 연구가 수행되어 있지 않고 사용되는 유리와 수지의 종류에 따른 물성치의 변화를 예측하기 어렵기 때문에 재료 실험을 통한 물성치 파악이 필요하다. 이에, E-glass(Electrical glass)와 폴리에스테르 수지로 구성된 GFRP 보강근에 대해, 비열측정기기(DCS214, 성균관대학교 공동기기원)와 열전도율측정기기(LFA467, 성균관대학교 공동기기원)를 이용하여 상온에서의 열적 물성치를 파악하였다. Fig. 3(a)에서 보이는 것은 열적 물성치 측정을 위한 GFRP 보강근 시편으로, 다이아몬드 톱을 이용하여 두께 2 mm이하의 원형 시편을 제작하여 시험하였다.

시험 결과, 상온(20~30 °C)에서 측정된 비열과 열전도율의 값은 각각 823.72 J/(kg･K), 0.825 W/(m･K)로 나타났으며, 밀도는 2.06 g/cm³으로 측정되었다. 콘크리트와 철근과 마찬가지로 GFRP 역시 온도에 따라 변화하는 열적 물성치를 가진 것으로 알려져 있다^{(Yu et al. 2007)}. 따라서, 본 연구에서는 상온에서 수행된 시험에서 도출된 열적 물성치를 기반으로 하되, ^{Yu et al. (2007)}에서 보고된 온도에 따른 열적 물성치 변화율을 반영하여 아래 Fig. 3(b)와 같이 보정된 열적 물성치를 GFRP의 재료 모델로 사용하였다.

Fig. 3 Thermal material properties of GFRP rebar

2.3.2 역학적 물성치

3D 구조해석을 위한 콘크리트와 철근의 역학적 재료모델 역시 열해석과 마찬가지로 Eurocode 2^{(CEN 2004)}을 따라 온도에 따른 물성치를 산출하여 구현하였다. 콘크리트 압축 재료모델을 예로 들면, 기존 연구^{(Ryu et al. 2018)}에서 실험을 통해 취득한 압축강도와 탄성계수를 상온의 물성치로 하고, Eurocode 2^{(CEN 2004)}에 제시한 온도별 압축강도잔존율과 최대응력지점의 변형률을 따라 계산하여 아래 Table 2와 같이 온도별 최대 강도와 탄성계수를 산출하여 탄성 구간의 재료모델을 구현하였으며, 이후 소성구간은 Eurocode 2^{(CEN 2004)}의 최대 변형률까지 구현하였다.

다만, GFRP 보강근의 경우 온도별 역학적 물성치에 대한 연구결과가 많이 보고되어 있지 않고, 특히 19 mm 이상의 직경에 대해서는 고온에서 인장실험을 수행한 연구결과가 극히 드문 실정이다. 이에, 본 연구에서는 12 mm 직경의 GFRP 보강근을 고온에 노출시켜 실험한 ^{Rosa et al.(2022)}의 최대 인장강도를 참고하되, KDS 14 20 68^{(KCI 2024)}에서 제시하는 직경에 따른 보장인장력 차이를 고려하여, Table 3과 같이 다양한 직경에서의 최대 인장강도를 산출하였다. 공칭 지름 19 mm를 갖는 G19의 상온 최대 인장강도를 바탕으로 구현한 온도별 보강근의 응력-변형률 곡선은 Fig. 4와 같다.

Table 2 Input parameter for concrete compressive material model (adapted from Ryu et al. 2018; CEN 2004)

Temperature (°C)	Strength (MPa)	Elastic modulus (GPa)	Ultimate strain
20	25.080	24.881	0.0200
100	25.080	24.881	0.0225
200	23.826	24.459	0.0250
300	21.318	23.569	0.0275
400	18.810	22.606	0.0300
500	15.048	20.958	0.0325
600	11.286	19.066	0.0350
700	7.524	16.656	0.0375
800	3.762	13.220	0.0400

Table 3 Tensile strength depending on sizes of GFRP reinforcement

Name	Min. tensile force* (kN)	Tensile strength (MPa)
G10	69	1,448.16
G12	95	1,384.62**
G13	108	1,341.24
G16	159	1,303.54
G19	207	1,203.46
G25	330	1,108.16

Notes: * KDS 14 20 68(KCI 2024)

** ^{Rosa et al. 2022}

Fig. 4 Temperature dependent stress-strain curves of GFRP rebar

2.4 검증

본 연구에서 설계한 GFRP 보강근 콘크리트 보에 대해서는 아직 화재실험 결과가 부재한 관계로, 철근 콘크리트 보의 화재 및 가력 실험 결과^{(Ryu et al. 2018)}를 토대로 해석방법을 검증하고자 한다. Fig. 5(a)는 철근 콘크리트 보의 옆면과 하부면을 ISO 834(1999) 곡선에 따라 60분간 가열하는 동안 보 내부에 삽입된 열전대(1~4 위치)에서 취득한 온도를 해석결과와 비교한 그래프이다. 실험과 해석결과 모두 하부 모서리의 온도가 가장 빠르게 상승하고, 보 단면의 중앙으로 갈수록 온도전달이 현저하게 지연되는 현상이 나타났다. 60분 가열 실험 결과 하부 모서리의 최대 온도는 약 253.5 °C, 열해석에서는 약 248.2 °C로, 차이가 약 2 % 정도로 매우 유사함을 알 수 있었다. 다만, 가열실험을 통해 얻은 시간-온도 그래프에서는 초기 온도가 약 5 °C에서 상승하기 시작하다가 100 °C 주변에서 온도 상승이 지연되는 현상이 관찰되는 반면, 해석 결과에서는 온도가 20 °C에서 시작되어 지연되는 현상 없이 지속적으로 증가하는 현상이 나타났다. 이는, 가열 실험 수행 당시의 기온이 약 5 °C로 낮았으나 열해석에서는 상온의 온도를 20 °C로 설정한 것과, 가열 실험에서는 실험체 내부에 포함되어 있던 수분이 증발하면서 온도 상승이 지연되었으나 해석에 적용한 Eurocode 2^{(CEN 2004)} 기반의 재료모델에서는 수분에 의한 영향이 고려되지 않았기 때문인 것으로 유추해 볼 수 있다. 그러나, 실험과 해석 모두 같은 위치에서 측정된 온도가 최대 약 253.5 °C와 248.2 °C로 유사하고, 최저 온도 약 32.3 °C와 25.7 °C로 유사하게 나타났으며, 구조해석에 포함되는 콘크리트 및 철근의 재료모델이 가열 종료시점의 노출온도를 기준으로 한다는 점을 감안하면, 가열 실험과 열해석 결과의 오차가 구조해석 결과에 미치는 영향은 미미할 것으로 판단할 수 있다.

다음으로는 ISO 834(1999) 곡선을 따라 60분간 가열한 철근콘크리트 보와 비가열 보의 구조해석 결과와 가력 실험결과를 Fig. 5(b)에 나타냈다. 구조 해석과 실험 결과 모두 가열로 인한 최대 하중의 저감 정도는 미미하게 나타났으며, 가열한 보에서 최대 변위가 감소하는 현상이 공통적으로 관찰되었다. 구조해석과 가력실험에서 가열한 보의 최대 하중은 각각 345.2 kN과 363.2 kN으로 약 4.95 %의 오차가 나타났으며, 비가열 보에서는 각각 350.3 kN과 374.3 kN으로 약 6.42 %의 오차를 나타나, 최대 하중 측면에서는 구조해석과 실험결과의 오차가 작았다. 그러나 구조 해석의 초기 강성이 실험 결과보다 작고, 해석결과에서는 최대 하중 도달 이후 파괴시점까지 내력이 점차 감소하는 양상으로 나타나는 반면, 실험에서는 최대 하중 도달 이후 파괴 직전까지 내력이 길게 유지되는 차이가 관찰되었다. 이러한 오차의 원인은 재료모델로부터 유추해 볼 수 있는데, 본 연구의 구조해석에서는 Eurocode^{(CEN 2004)}에서 제안한 온도별 강도와 변형률 데이터를 참고한 재료모델을 적용하였고 이는 실제 실험에 사용된 국내 제작 콘크리트의 온도에 따른 역학적 물성치와 차이가 있을 수 있다^{(Lee et al. 2025)}. 다만, Eurocode ^{(CEN 2004)}를 대체할 수 있는 재료 실험 데이터가 없는 상황에서, 실험과 해석결과의 최대 하중 및 최대 변위 유사성을 감안하여, 일관된 재료 모델을 적용한 상태에서 3.2의 구조 해석 결과를 분석하고자 한다.

Fig. 5 Comparisons of results obtained from finite element analysis (FE) and experiment (Exp)

3.1 온도 분포

Table 4와 5는 콘크리트 보와 보강근의 내부 온도분포를 보강근 종류에 따라 가열시간대 별로 나타낸 것이다. 콘크리트 내부의 온도분포는 보강근 종류에 관계없이 가열면인 옆면과 하부면으로부터 점차 내부와 상부로 열이 전달되는 현상이 유사하게 관찰되었다. 또한, 보 단면의 하부 모서리 부분에서 가장 온도가 높게 나타나고 단면 상부 중앙 온도가 가장 낮게 나타났다. 반면, 같은 화재 시간대에서 GFRP 보강근의 최대 온도를 철근의 최대 온도와 비교하면 작게는 25 %에서 크게는 30 %까지 높게 나타났으며, 최저 온도는 GFRP 보강근의 온도가 더 낮았다. 이는 GFRP 보강근이 철근 대비 밀도가 현저히 작기 때문에 유효비열 값이 낮아져 GFRP 보강근으로 전달되는 열로 인한 표면 온도가 더 쉽게 올라가기 때문인 것으로 유추해 볼 수 있다. 그러나 두 종류의 열전도율을 비교해 보면 상온에서 53.3 W/(m･K)인 철근에 비해 GFRP 보강근의 열전도율은 0.825 W/(m･K)로 훨씬 낮다. 따라서, 유효비열이 상대적으로 높은 철근은 철근 표면의 최대 온도가 GFRP 보강근보다 낮은 대신 높은 열전도율로 인해 보강근 내부의 온도가 고르게 분포하고, GFRP 보강근은 표면의 최대 온도는 철근보다 높지만 최저 온도는 더 낮게 나타나, 보강근 내 온도분포의 범위가 철근에 비해 큰 것으로 나타났다(Table 6).

열해석 결과로부터 GFRP 보강근의 온도분포는 철근 대비 비교적 넓게 분포하고 있는 점을 확인하였으며, 화재에 노출된 GFRP 보강근 콘크리트 보의 구조 해석에서 GFRP 보강근의 넓은 온도분포 범위를 고려한 역학적 물성치를 재료 모델로 구현할 필요가 있다. 따라서, 구조해석을 위한 GFRP 보강근 재료모델에는 열해석 결과로 얻은 내부온도분포에 따라 Fig. 6(a)와 같이 A부터 E까지의 GFRP 보강근의 응력-변형률 곡선을 도출하였다. 이 응력-변형률 곡선을 화재 시간과 GFRP 보강근의 위치에 따라 Fig. 6(b)와 같이 부여하여 구조 해석을 수행하였다. 또한 기존 문헌연구를 통해 취득할 수 있는 GFRP 보강근 재료모델의 최대 수열온도를 감안하여, ISO 834(1999) 표준화재 곡선을 따라 최대 2시간 동안 가열한 GFRP 보강근 콘크리트 보에 대해 구조해석을 수행하고, 가열 시간에 따른 하중-처짐 곡선을 비교하였다.

Table 4 Temperature distribution of reinforced concrete beam depending on heating time

Table 5 Temperature distribution of GFRP reinforced concrete beam depending on heating time

Table 6 Temperature distribution within a bottom corner rebar after three hours of heating

Fig. 6 Prescription of GFRP material behaviors depending on locations

3.2 구조 거동

Fig. 7(a)는 ^{ISO 834(1999)} 표준화재 곡선에 한 시간 동안 노출되기 전(Unheated), 후(Heated)의 GFRP 보강근 콘크리트 보의 하중-처짐 예측결과를 철근 콘크리트 보의 실험결과와 비교한 것이다. 철근 콘크리트 보는 한 시간 가열 시 철근의 온도가 최대 143.8 °C 정도인데, Eurocode 2^{(CEN 2004)}에 의하면 200 °C 이하의 온도에서는 철근의 항복강도에 변화가 없으며 탄성계수 역시 상온대비 90 %를 보전할 수 있기 때문에 한 시간 동안 가열하는 조건으로는 보의 내력이 크게 저감되지 않는 것으로 볼 수 있다. 실제 가력 실험 결과에서도 비가열에 비해, 한 시간 가열된 철근 콘크리트 보의 최대 하중이 약 97 %까지 확보되어 이러한 이론을 뒷받침한다. 반면, GFRP 보강근 콘크리트 보의 경우에는 GFRP가 취성적인 특성을 지니고 있어 하중-처짐 곡선이 연성적으로 나타나는 철근 콘크리트와는 비가열 상태일 때부터 다소 다른 양상을 나타낸다. 또한, 200 °C 이하의 온도에서도 약 45 %의 높은 강도 저감률을 나타내는 GFRP 보강근의 특성상(Fig. 4), 한 시간 가열된 GFRP 보강근 콘크리트 보의 최대 하중은 비가열 GFRP 보강근 콘크리트 보의 최대 하중 대비 약 83 %로, 철근 콘크리트 보에 비해 강도 저감률이 크다. 화재노출로 인한 강도 저감률이 큼에도 불구하고 GFRP 보강근 콘크리트 보의 최대 내력이 철근 콘크리트 보보다 크게 나타난 이유는, 본 해석모델에 적용한 온도별 GFRP 보강근의 인장강도^{(Rosa et al. 2022)}가 설계 시 참고한 기준^{(KCI 2022)}의 최소 보장 인장력에 의한 인장강도보다 약 1.6배 크기 때문인 것으로 유추해 볼 수 있다.

가열시간에 따른 GFRP 보강근 콘크리트 보의 하중-처짐 곡선을 비교해 보면, Fig. 7(b)와 같이 1시간, 1.5시간, 2시간 가열에 따라 최대 하중이 각각 406 kN, 360 kN, 328 kN으로 낮아지는 것을 알 수 있다. 이는 비가열 콘크리트 보의 최대 하중 대비 약 17 %, 26 %, 33 %의 강도 저감률로, 가열시간과 강도 저감률이 거의 선형 비례하는 것으로 나타났다. 따라서, 연성적인 거동을 보이는 철근 콘크리트 보에 비해, 취성적이고 온도에 민감한 특성을 가진 GFRP 보강근 콘크리트 보는 내화시간 성능기준에 따라 요구되는 구조 성능의 차이가 다소 클 것으로 예상된다.

Fig. 7 Load-displacement curves of reinforced concrete beams