2.1 국내⋅외 내화구조 성능기준

국내 건축물의 내화구조의 경우 “건축물의 피난⋅방화구조 등의 기준에 관한 규칙”에서 크게 3가지 형태로 내화구조를 구분하고 있다. 첫 번째는 법정 내화구조로서 제3조 1호~5호까지 내화구조의 주요구조부(벽, 기둥, 바닥, 보, 지붕, 계단)를 적용할 수 있는 재료와 두께 그리고 강도를 규정하고 있다. 두 번째는 제3조 8호 한국건설기술연구원장이 KS시험방법에 따라 품질을 시험한 결과가 성능기준에 적합할 경우이다. 세 번째는 제3조 9호로 한국건설기술연구원장이 인정한 내화구조 표준이거나 성능설계에 따라 내화구조의 성능을 검증할 수 있는 구조로 된 것을 말한다. 네 번째는 제3조 10호로 한국건설기술연구원장이 제3조에 해당하지 않는 신제품에 대해 인정기준에 따라 인정한 것으로 국내 내화구조를 크게 4가지로 구분하고 있다. 이처럼 국내 구조물의 내화설계는 법정내화구조인 사양적 설계를 기반으로 하고 있으며, 건축물의 용도, 층수 및 높이에 따라 요구되는 내화시간을 1시간, 2시간, 3시간 단위로 세분화하여 적용하고 있다. 철근콘크리트조, 벽돌조, 콘크리트블록조, 철골로 보강된 콘크리트조 등 콘크리트 구조물로 구성된 경우 요구 내화성능을 만족하기 위하여 최소 피복두께를 확보하여야 한다. 또한, 설계기준 강도 50 MPa 이상인 고강도 콘크리트는 화재로 인한 폭렬현상이 발생할 수 있어 91일 압축강도가 설계기준강도 이상일 경우 2개의 시험체를 제작하여 KS F 2257-1 시험방법을 통해 성능을 만족하여야 하도록 하고 있다. 강구조물은 요구하는 최대 시간에 대해 측정되는 평균온도 538 ℃, 최대온도 649 ℃를 기준으로 성능을 평가하고 있다. 반면에 내화성능설계는 다양한 화재하중을 고려하여 실내 가연물의 종류 및 양, 화재실의 규모, 화재하중 그리고 실내에 공급되는 공기량 등 다양한 조건을 고려하여 성능을 평가하므로 평가 방식이 세부적이고 복잡할 수 있으나 신재료 및 신공법의 적용에 있어 유리하다는 장점이 있다.

Yang (2018)은 미국, 유럽, 뉴질랜드, 호주, 캐나다, 일본 등의 국가는 사양적 내화설계와 동시에 성능적 내화설계를 통해 건축물의 내화 성능을 확보하고 있음을 제시하였다. Table 1은 내화 성능설계에 대한 국가별 지침과 관련 코드들을 정리한 것이다. 미국의 내화구조 규정은 미국 내 각 주 정부에서 해당 주의 환경과 요건에 적합한 규정을 채택하여 적용하고 있다. 최근 제정된 IBC는 기존의 UBC, NFPA의 사양적 내화구조 설계기준과 더불어 성능적 내화구조 설계기준을 제안함으로써 주요구조부의 요구 내화성능을 세분화하고 있다. IBC의 Chapter 6에 제시된 미국의 내화구조 성능기준은 건축물의 종류에 따라 5개 유형으로 구분하고, 타입별 성능 기준에 대해 나타내었다. IBC의 Chapter 7 Fire- Resistance-Rated Construction의 Section 719 PRESCRIPTIVE FIRE RESISTANCE에서 주요 구조부의 내화 성능 시간은 30분에서 4시간까지 세분화하여 규정하고 있다. 영국의 경우 내화성능에 관한 법규 Building Regulation 2010에서 내화설계 방법의 관련 사항을 화재 안전의 일부에 포함하고 있으며, 세부사항을 Approved B에서 제시하고 있다. 뉴질랜드는 Building Act 2004와 Building Regulations, Building Code에 건축물의 내화 관련 규정들을 제시하고 있으며, 건축물의 크기, 개구부를 통한 공기 유입량, 인접 건축물과의 거리 등을 고려한 내화설계 절차를 제시하고 있다.

Table 1

Performance Standards and Related Codes for Fire Resistance Design by State

Eurocodes에서는 강구조물의 한계온도법으로 부재의 하중비로 고온에서 최대 내력을 확보하고 파괴 한계 온도를 예측할 수 있는 방법들을 제시하고 있다. 또한, 다양한 화재 조건에서 부재의 열전달 해석을 포함한 전체 구조물의 부분적 해석과 국부좌굴 및 전단파괴들을 허용하여 설계를 수행하고 있다(Cooke, 1988). BS 5950 (2014)에서는 제한온도법, 강도 설계법으로 부재의 온도 추정방법을 통해 모두 동일한 형상 계수를 사용하여 성능설계를 수행하고 있다(Brockenbrough and Johnston, 1968).

2.2 지붕의 내화기준

2013년 3월 건축법 제50조에 의해 주요구조부와 지붕은 내화구조를 만족하도록 규정되었으며, ‘건축물의 피난⋅방화구조 등의 기준에 관한 규칙’ 제 3조에 의해 지붕틀은 내화구조로 규정되어 있다. Table 2는 지붕과 지붕틀에 해당하는 내화구조를 보여준다. 그 외 해당하지 않는 구조는 법적기준에 따라 요구되는 내화시간을 만족해야 하며, 건축물의 층수와 높이를 기준으로 30 min에서 60 min까지 요구 내화시간을 충족하도록 규정하고 있다. 2010년 4월부터 지붕의 내화성능 확보 대상이 지붕틀에 국한되었으나, 2018년 8월 14일 건축법 개정을 통해 지붕틀을 포함한 지붕을 내화구조로 의무화하였다. 따라서, 지붕을 구성하는 지붕틀, 마감재, 단열재 그리고 중도리 등을 포함한 지붕 전체 시스템에 대하여 내화성능이 확보되도록 성능 기준이 강화되었다.

Table 2

Fire Resistance of Roof and Roof Frame

지붕과 지붕틀의 내화성능 평가방법은 KS F 2257-1의 표준시간-온도곡선으로 KS F 2257-5 기준에 따라 수행한다. 평가기준은 균열게이지의 관통, 비가열면(이면)에 설치된 면 패드의 착화유무, 비가열면의 화염분출 여부로 차염성능을 평가하고 실험체의 최대온도(상온온도 + 180 ℃)와 각 측정 위치에서 측정된 온도들의 평균온도(상온온도 + 140 ℃)를 대상으로 이면 상승온도를 측정하여 차열성능을 평가하고 있다. 또한, 하중지지력에 대한 평가로서 구조물의 변형량(D=L2400dmm)과 변형률(dDdt=L29000dmm/min)로(L : 스팬(mm), d : 지붕 두께(mm)) 실험체의 붕괴 여부를 평가한다.

하중 조건은 KS F 2257-1에 세 가지로 제시되어 있다. 첫 번째는 실험체의 실제 재료 특성과 인정된 구조 기준에서 규정된 방법, 두 번째는 고유한 재료가 사용되었을 경우, 고유한 재료 특성과 인정된 구조 기준에서 규정된 방법, 세 번째는 실무 기준에 따른 사용 하중, 또는 특별한 용도에 사용하기 위해 의뢰자가 요구하는 사용 하중으로 제시되어 있다.

하중 재하 방법은 KS F 2257-5에 의해 추 또는 유압 잭을 이용하여 하중이 실험체 표면에 재하하도록 하며, 재하 적용 지점의 하중이 전체 하중의 10%를 초과해서는 안된다.

미국의 경우 ASTM E 119/UL 263 (2018)에 따라 차염성, 차열성, 강구조의 온도를 대상으로 성능을 평가하고 있으며, 영국은 BS 476-20 (1987)에 따라 차염성, 차열성, 하중지지력을 포함하여 의뢰자가 제시한 하중의 ± 2% 이내에서 가열 시작 전부터 15 min간 재하 하도록 규정하고 있고, 복사열은 0~100 kW/m² 범위 내에서 복사열을 측정하여 성능을 평가한다. 일본의 경우 지붕과 지붕틀을 하나의 구조시스템으로 규정하여 ISO 834-1 (1999)과 ISO 834-5 (2000)에 따라 성능을 평가하고 있다. 지붕의 평가기준은 사람이 거주하는 공간으로 구분하지 않아 차열성과 복사열을 고려하지 않으며, 차염성과 변형에 대한 성능만을 평가하고 있다. 차염성은 10초 이상 불꽃의 분출과 발산 그리고 지붕시스템의 관통 유무로 평가한다. 하중 지지력의 경우, 단위 면적당 65 kg⋅f의 추를 올려 하중을 재하하여 국내와 동일한 변형량과 변형률을 기준으로 성능을 평가한다. 뉴질랜드의 경우 실험을 신청한 의뢰자의 요구나 재료의 특성에 따라 하중지지력에 대해 평가하고 있다.

본 연구에서는 화재 발생 시 소방대원들의 지붕 위에서의 소화 활동을 고려하여 성인 1인의 몸무게 기준을 단위 면적당 65 kg⋅f로 가정하여 하중 재하 조건 하에 지붕시스템에 대한 내화성능을 평가하였다.

3.1 실험체 제작

기존 지붕구조는 중도리가 노출되어 있어 화재 발생 시 중도리의 강도저하와 하부강판 조인트가 벌어져 내부 화염 침투로 인한 붕괴 위험성 등 많은 문제점들이 제기되고 있다. 따라서 본 연구에서는 중도리가 외부로 노출되지 않고 단열재가 중도리를 화재로부터 보호하고 있는 형태를 고안하여 Table 3과 같이 내화지붕시스템의 3가지 형태인 결합형, 비결합형, 일체형 내화지붕시스템 실험체를 제작하여 화재 영향성을 평가하였다. 실험체는 총 4,700 mm × 3,000 mm로 제작하였으며, H형강에 실험체를 지지하고 지점 간 거리를 제외한 4,200 mm에 대해 가열하여 내화성능실험을 수행하였다. 실험체 단면의 높이는 240 mm이며, 단열재는 225 mm 그라스울을 사용하였다.

Table 3

Specifications for Roof System

Fig. 1은 내화지붕시스템의 단면도이다. Fig. 1(a)는 중도리 결합형 내화지붕시스템 단면으로 하부강판 조인트의 변형을 Z-Bar (Purlin)를 사용하여 보강하고 화재 시 하부강판 조인트의 변형을 방지하기 위하여 중도리와 하부강판을 결합하였다. Fig. 1(b)는 중도리 비결합형 내화지붕시스템으로 하부강판의 중앙부 위치에 C-Bar (Perlin)를 설치하였으나, 하부강판 조인트와는 비결합한 형태이다. Fig. 2는 중도리 결합형과 비결합형의 하부강판 결합방식 및 세라크울 보강형태를 보여준다.

Fig. 1

Cross Section of Roof System

Fig. 2

Specimens for Roof Systems with Purlin and Without Purlin

Fig. 1(c)는 중도리를 설치하지 않은 일체형 지붕시스템으로 Fig. 3에서 보여지는 바와 같이 하부강판의 조인트가 없어, 기존 지붕에서 발생하는 조인트의 변형과 내부 화염 확산으로 인한 중도리의 강도저하 등의 문제점을 보완한 실험체이다.

Fig. 3

Specimen for Unit Roofing System

따라서 본 연구에서는 고온 및 지붕 상부에 하중이 가해졌을 경우 중도리가 지붕의 붕괴현상 및 접합부의 변형을 방지하여 화염의 노출을 막고 내화성능에 긍정적인 영향을 미치는지 분석하기 위해 중도리 결합 및 적용 유무에 따라 실험체를 제작하였다.

3.2 실험 방법

Fig. 4는 실험체 규격 및 하중재하 위치를 보여준다. 실험체는 4,700 mm × 3,000 mm로 제작하였으며, H형강으로 실험체를 지지하였다. 지지점 간 거리는 4,200 mm이다. 화재 시 소화를 위해 지붕에서 작업하는 소방관의 자중을 고려하여 상단 면에 단위면적당 65 kg⋅f의 하중을 일정한 간격으로 12지점에 가력하였고, 총 재하 하중은 780 kg⋅f이다. 가열조건은 KS F 2257-1 표준시간-가열 온도 곡선으로 내화성능을 평가하였다.

Fig. 4

Specification of Specimen and Locations of Loading

Fig. 5와 같이 실험체의 차열성을 평가하기 위하여 실험체의 중앙과 각 모서리 부분에 이면온도를 측정(총 5지점, T1~T5)하여 5지점의 평균온도(상온온도 + 140 ℃), 최대온도(상온온도 + 180 ℃)로 평가하였다. 하중지지력은 실험체 중앙부 V1에서 변형량L²/400 d와 변형률L²/9000 d를 기준으로 평가하였다. 또한, Fig. 6과 같이 내부 화재확산으로 인한 붕괴위험성을 검토하기 위해 실험체 내부 중도리와 단열재의 온도를 추가적으로 측정하였다. 실험은 수평 가열로에서 60 min 동안 1면 가열 조건 하에 수행되었다.

Fig. 5

Locations of Temperature and Deformation Measurements

Fig. 6

Shapes of Test Specimens Before and After Experiment

4.1 차열성 성능평가 결과

Figs. 7, 8, 9는 각 실험체의 이면, 중도리, 단열재 위치에서 측정된 시간에 따른 온도를 나타낸다. 지붕실험체에 대한 성능평가는 최대온도(205 ℃ : 상온온도(25 ℃) + 180 ℃), 평균온도(165 ℃ : 상온온도(25 ℃) + 140 ℃)를 기준으로 하였다.

Fig. 7

Temperature Measurement Results of Roof System with Purlin

Fig. 8

Temperature Measurement Results of Roof System Without Purlin

Fig. 9

Temperature Measurement Results of Unit Roofing System

Fig. 7은 중도리 결합형 지붕시스템의 각 위치별 측정온도 결과를 나타낸다. Fig. 7(a)의 이면 온도 측정 결과 단열재와 중도리 온도가 52 min 이후 급격하게 상승하였으나, 실험결과 최대온도 133 ℃, 평균온도 85 ℃로 나타나 차열성능을 만족하였다. Fig. 7(b)에서 보여지는 바와 같이 중도리는 30 min 이후 급격한 온도상승을 보였고, Fig. 7(c)에서 보여지는 바로서 단열재는 I-2 지점에서 30 min 이후 온도가 급격하게 상승하였고 I-1 지점에서는 40 min 이후에 급격한 온도상승을 보였다. 단열재와 중도리의 급격한 온도상승 원인으로는 하부강판과 세락울로 보강된 접합부가 고온으로 인해 틈이 벌어지면서 내부로 화염이 유입된 것이 주된 원인으로 판단되었다.

Fig. 8은 중도리 비결합형 지붕시스템의 각 위치별 측정온도 결과를 나타낸다. Fig. 8(a)와 같이 50 min 이후, 이면 온도가 급격하게 상승하는 원인은 중도리 결합형 실험체와 같이 내부 화염 확산과 내부 단열재의 소실 그리고 중도리의 온도상승에 기인한 것으로 판단된다. 실험결과 최대온도 219 ℃와 평균온도 96 ℃로 측정되어 최대온도가 평가 기준을 만족하지 못하였다. Fig. 8(b)에서 I-2 지점에서 온도가 급격하게 상승하면서 P-5 중도리의 온도가 급격하게 상승하였다. 이는 중도리와 하부 강판이 비결합되어 있어 온도상승 시 하부강판의 변형으로 인해 내부 단열재가 노출되었고 빠르게 단열재가 소실된 것에 기인한 것으로 판단된다. Fig. 8(c)의 I-2지점은 16 min 이후 급격하게 온도가 상승하였으며, I-1 지점은 30 min 이후 급격한 온도상승을 보였다.

Fig. 9는 일체형 지붕시스템의 각 위치별 측정온도 결과를 나타낸다. 중도리 온도는 Fig. 9(c)와 같이 30 min 이후 급격하게 상승하며, 내부 단열재는 Fig. 9(b)와 같이 선형적으로 상승한다. 이는 일체형 지붕시스템이 하부강판과 단열재가 중도리 없이 결합되어 있어 하부강판의 변형으로 인한 내부 화염 침투 및 중도리의 온도상승이 발생하지 않는것으로 판단된다. Fig. 9(a)는 일체형 지붕시스템의 시간에 따른 이면온도 측정 결과를 보여주며, 최대온도 71 ℃와 평균온도 87 ℃로 측정되어 차열성능기준을 만족하였다.

4.2 차염성 성능평가 결과

Fig. 10은 각 실험체의 실험 전⋅후 형상이다. Fig. 10(a) 중도리 결합형 지붕시스템의 경우 가열시작 3 min 후 단변 방향으로 연기가 발생하였고, 9 min 이후 장변 방향에서도 연기가 발생하기 시작하였으나, 하부강판과 중도리가 결합되어 있어 차염성능을 만족하였다. Fig. 10(b) 중도리 비결합형 지붕시스템의 경우 가열시작 5 min 후 단변 방향으로 연기가 발생하였으며, 12 min 이후 장변 방향에서 연기가 추가적으로 발생하였다. 이후 내부 단열재가 붕괴하여 용융 및 낙하물에 의한 2차 화재 위험성이 발생할 수 있을 것으로 판단되었다. Fig. 10(c) 일체형 지붕시스템의 경우 가열시작 5 min 후 단변 방향으로 연기가 발생하였으며, 6 min 이후 장변 방향에서도 연기가 발생하였다. 이후 내부 단열재의 일부 처짐 현상은 발생하였으나, 실험체의 붕괴 위험성은 관찰되지 않았다.

Fig. 10

Shapes of Test Specimens Before and After Experiment

4.3 변형량 성능평가 결과

Fig. 11은 실험체의 변형량 측정 결과를 나타낸다. 중도리 결합형 지붕시스템은 가열 시작 후 7 min까지 52.7 mm로 변형량이 급격하게 증가하였으나, 15 min 이후 변형량이 감소하여 (45 ± 3) mm를 30 min까지 유지하였다. 중도리 결합형 실험체는 하부강판에서 중도리 및 마감재가 일체화된 구조로 실험체 내부 강판 이음과 조인트가 일체형으로 결합되어 있어 화염 노출로 인해 하부강판의 변형과 동시에 중도리의 변형이 발생하여 변형량이 초기에 크게 상승하였으나, 이후 실험체의 구조적 강도가 유지되어 변형량이 증가하지 않은 것으로 나타났다. 하지만 30 min 이후 단열재의 탈락 및 중도리가 화염에 노출되어 온도가 상승하면서 중도리의 강도 감소로 인해 변형이 증가하였다.

Fig. 11

Measurement Result of Deformation

중도리 비결합형 지붕시스템의 경우 1 min에 15 mm의 변형량이 발생하였고, 30 min까지 그 변형량을 일정하게 유지하였다. 이는 중도리와 하부강판이 결합되어 있지 않아 하부강판의 변형이 중도리 변형에 크게 영향을 미치지 않은 것으로 판단된다. 하지만 30 min 이후 하부 강판과 단열재의 탈락으로 중도리가 화염에 노출되어 변형량이 급격하게 상승하였으며, 실험 종료 후 최대 변형량은 115.3 mm에 이르렀다.

일체형 지붕시스템의 경우 5 min 이후, 변형량이 일정하게 상승하여 60 min 이후 134 mm의 변형이 발생하였다. 이는 중도리가 없는 구조로 하부강판의 직접적인 화염 노출로 인해 구조적 성능 저하에 기인한 것으로 상⋅하부 강판의 처짐과 단열재의 탈락으로 인해 변형량이 증가한 것으로 판단되었다.

최종적으로 3가지 유형의 지붕 12지점에 64 kg⋅f의 하중을 가해 붕괴 위험성 및 인명피해를 분석한 결과 중도리 결합형과 비결합형 지붕시스템은 순간적인 변형이 발생하므로 붕괴 위험성이 다소 높은 것으로 판단되며, 일체형 지붕시스템은 선형적으로 변형이 발생하여 붕괴가 발생하기 전 소방대원의 대피 및 재실자가 상황을 인지 할 수 있을 것으로 판단되며 중도리 결합형과 비결합형 지붕시스템보다 붕괴 위험성 및 인명피해가 낮을 것으로 판단되었다.

3가지 유형의 지붕시스템의 성능평가를 수행한 결과 차염성능 및 차열성능과 변형량에 의한 성능 평가에서 1시간 내화성능을 확보한 실험체는 중도리 결합형 지붕시스템과 일체형 지붕 시스템으로 평가되었다.