1. 서 론
산업 용도인 석유화학 플랜트는 복합 설비 조건, 고위험 환경, 구조적 유연성 요구 등에 맞춰 주로 라멘 강구조로 건설되고 있다. 다만 이 강구조는 화재와 같은 고온의 조건에서 매우 취약한 특징이 있어 내화구조로서의 성능 확보가 매우 중요하다. 특히 위험물질을 취급할 뿐만 아니라 구조 요소 간 이격거리가 짧은 석유화학 플랜트의 경우 재난재해 시 연쇄 붕괴(도미노 효과(Khan and Abbasi, 1998; Abdolhamidzadeh et al., 2010; Swuste et al., 2019))의 우려가 있어 구조적 안전성 유지가 그 무엇보다도 중요하다. 내화구조로서의 성능을 발휘하기 위해서는 차열성과 더불어 하중지지력을 확보해야 한다. 구조 부재에 내화 피복재를 적용하여 차열성을 확보하거나 구조 형식, 부재 단면 설계 등을 통해 하중지지력을 확보하는 것이 일반적인 방법이다.
특히 한국은 건축자재 등 품질인정 제도에 따라 내화구조의 법정 및 인정 제도를 시행하고 있으며, 강구조는 KS F 2257 시리즈를 통해 내화 피복재가 적용된 구조 부재를 표준화재(Standard Fire)에 노출시켜 부재의 수열 한계온도(평균 538 ℃, 최고 649 ℃)를 기준으로 내화구조로서의 성능 충족 여부를 평가하고 있다. 그러나 미국(International Building Code, IBC (ICC, 2021), Rapid Rise Fire Tests of Protection Materials for Structural Steel (UL 1709, 2017))이나 유럽(Eurocode, EN 1363-1 (2020), EN 13381 Series (2020))에서는 석유화학 플랜트인 경우 표준화재 보다 가혹한 탄화수소화재(Hydrocarbon Fire) 조건을 적용하고 있다. 이에 한국에서는 석유화학 플랜트에 적용한 기존 내화구조의 성능 부족을 우려하는 견해들이 많다(Lee and Yoo, 2019; Choi and Byeon, 2021; Cho and Ahn, 2022). 즉, 한국의 표준화재 기반 내화구조 성능 평가 방식은 고 인화/가연성 위험물질을 취급하는 석유화학 플랜트 시설물을 대상으로는 다소 미흡할 수 있다. 따라서 석유화학 플랜트 시설물의 내화구조 성능을 평가하고 만약 부족할 시 이를 보강해야 할 필요성이 있다.
이에 본 연구에서는 석유화학 플랜트 기둥 부재의 내화구조 성능을 평가하고 적절한 보강 방안을 제시하는 것을 목표로 한다. 특히 화재 발생 전(Pre-Fire)과 후(Post-Fire)의 두 가지 관점에서 내화구조 성능을 검토하고 보강 방안을 도출하였다. 즉, 첫 번째 관점은 기존 석유화학 플랜트 기둥 부재를 가정하여 두 가지 화재 조건(표준화재, 탄화수소화재)을 바탕으로 성능을 검증 평가하기 위한 것이며, 만약 성능이 부족하다면 이를 보강하는 예방 차원에서의 보강 방안을 제시한다. 두 번째 관점은 이미 화재 피해를 입은 기둥 부재의 잔존 성능을 유지하기 위한 대응 차원에서의 보강 방안으로, 구조적 손상이 발생한 기둥 부재의 성능을 분석하고 구조적 성능 보강 방안을 제시한다. 본 연구를 통해 석유화학 플랜트를 대상으로 하는 우리나라 현행 내화구조 성능 평가 방식의 취약점을 검토함과 동시에 가혹한 화재로부터 구조적 안전성을 향상시키기 위한 방안을 제시하고자 한다.
2. 연구 방법
본 연구에서는 한국의 건축자재 등 품질인정 및 관리 세부운영지침에서 제시한 내화구조 성능 시험 규격을 준용하여 H-300 × 300 × 10 × 15 단면의 H형강 기둥 부재를 대상으로, 화재 전과 후 조건별 내화구조 성능 평가를 위한 열 해석과 함께 구조 성능 분석을 위한 구조 해석을 수행하였다. 해석에는 유한요소해석 프로그램 ABAQUS 2024를 사용하였다.
2.1 화재 전 내화구조 성능 평가 및 예방 보강
2.1.1 화재 조건
내화구조 성능 평가를 위한 열 해석은 H형강 기둥 부재에 내화 피복재를 적용한 상태에서 화재 조건별 열적 거동을 비교 분석하는 것을 목적으로 한다. 본 열 해석에 사용된 화재 조건은 표준화재(Standard Fire, SF) 및 탄화수소화재(Hydrocarbon Fire, HF)이다. Eqs. (1), (2)는 적용된 화재 조건을 나타낸 것이며, 여기서 T는 시간에 따른 평균온도(℃)이고 t는 시간(min)이다.
표준화재는 점진적 온도 상승을 특징으로 하며, 탄화수소화재는 탄화수소 물질을 취급하는 시설물에서 사용하는 화재 조건으로 초기 급격한 온도 상승과 상대적으로 높은 최고 온도를 나타낸다. 이와 같은 특징 차이는 내화 피복재의 열적 거동과 기둥 단면 내부 온도 분포에 직접적인 영향을 미치므로, 동일한 피복 조건에서의 성능 차이를 정량적으로 비교하는 것이 본 연구의 주요 방법이다. 화재 시간은 산업 용도 시설물의 내화구조 성능 2시간을 목표로 하여 7,200초 동안 수행되었으며 기둥의 4면 전체를 화재 노출면으로 설정하였다. 초기 온도는 상온 20 ℃로 설정하였다.
2.1.2 부재 조건
해석 모델은 H-300 × 300 × 10 × 15 단면의 SS275 강재 기둥이며, 높이 3.0 m의 길이로 모델링하였다. 모델은 기둥 단면 형상 및 피복 상태를 정확히 구현하기 위해 3차원 요소인 DC3D8 (Distributed Coupled 3D 8-Node Element)을 적용하였다. 열전달 정확도를 높이기 위해 기둥 단면 내부 및 표면부에 열전대 위치를 반영한 메쉬 구성을 적용하였다. 사용된 SS275 강재의 재료 물성은 Table 1과 같이 Eurocode 3 Part 1-2에서 제시하고 있는 강재의 열팽창율, 열전도도, 비열을 사용하였고 이 물성들은 온도 의존적 특성이 있다.
Table 1
Thermal Material Properties of SS275 Steel based on Eurocode 3 Part 1-2
기둥 단면에 적용된 내화 피복재는 비반응성 내화 피복재 중 내화뿜칠(Spray-Applied Fire Resistive Material, SFRM)과 내화보드(Fire-Resistant Board, FRB)를 선정하였다. 내화뿜칠의 열물성은 Kodur and Shakya (2013), 석고보드의 열물성은 Keerthan and Mahendran (2012)의 연구를 인용하여 구현하였다. 내화뿜칠은 균일 피복 조건인 반면 내화보드는 실제 시공 조건을 반영하여 공기층을 포함된 단면 구조로 모델링하였다. 공기층은 Table 2와 같이 Lee et al. (2024)에서 제시한 0~800 ℃ 구간에서의 단위 질량, 열팽창 계수, 열전도율, 비열을 적용하였다. 내화 피복재가 보강된 강재 기둥의 열해석을 위한 화재조건은 Kodur and Shakya (2013), Keerthan and Mahendran (2012)의 연구를 인용하였다. 이는 내화뿜칠에 대하여 대류계수는 25 W/m2⋅K, 방사율은 0.8로 설정하였다. 또한 내화보드에 대하여 외부면 대류계수를 25 W/m2⋅K, 내부면은 10 W/m2⋅K로 적용하였으며, 방사율은 0.9로 설정하였다. Fig. 1은 각 모델링 형상을 나타내었으며, Fig. 2는 온도 측정 위치이다.
Table 2
Thermal Material Properties of Air (Lee et al., 2024)
| Density | Thermal Conductivity | Specific Heat | |||
|---|---|---|---|---|---|
| T (°C) | γa (kg/m3) | T (°C) | kt (W/m°C) | T (°C) | cp (J/kg/°C) |
| 20 | 1.225 | 100 | 31.62 | 107 | 1.012 |
| - | - | 225 | 39.83 | 227 | 1.03 |
| - | - | 500 | 55.79 | 527 | 1.099 |
| - | - | 800 | 71.35 | 827 | 1.159 |
보강 조건은 두 종류의 피복재를 각각 동일 두께로 적용한 모델을 기준으로 하고, 추후 해석 결과에 따라 탄화수소화재 조건에서도 KS F 2257-7, 2014 (건축 부재의 내화 시험방법-기둥의 성능 조건)에서 명시하고 있는 수열 한계온도 기준(평균 538 ℃, 최고 649 ℃)을 만족할 수 있도록 1 mm씩 늘려가는 Try and Error 방식을 통해 추가 피복 두께를 산정할 수 있도록 구성하였다.
해석 변수는 화재 조건 2종, 내화 피복재 2종, 피복두께(보강)의 조합에 따라 총 6개의 해석 모델로 구성하였다. Table 3은 열 해석에 사용된 전체적인 조건들을 정리한 것이다.
Table 3
Specimens for Fire-Resistant Structural Performance Verification and Enhancement
2.2 화재 후 구조성능 분석 및 대응 보강
2.2.1 수열 조건
화재 후 구조성능 분석에서는 화재로 인해 열을 받은 기둥 부재의 잔존 성능과 보강 방안의 효과를 검토하는 것이 목적이다. 석유화학 플랜트와 같은 시설에서는 화재로 인한 손상 후에도 부분 보수 또는 보강을 통해 구조물을 지속적으로 사용하는 경우가 많으므로 화재 후 부재의 잔존 구조성능을 분석하고 적절한 구조적 성능 보강 방안을 제시하는 것이 중요하다.
본 연구에서는 구조 부재의 화재손상 등급을 구분하는 대표적 수열 온도인 300 ℃, 500 ℃, 720 ℃의 세 가지 조건을 설정하였다. 수열 온도는 강구조 부재의 내력저하 정도를 추정할 수 있는 주요 지표로 여겨지고 있다. 특히, Architectural Institute of Japan (2021)에서는 구조 부재의 화재손상 등급 판정기준으로 수열 온도를 기초하고 있으며, 유의미한 수열 온도 기준을 300 ℃, 500 ℃, 720 ℃으로 구분하고 있다. 이는 300 ℃를 넘으면 볼트접합부에 변형 및 미끄럼과 볼트의 재질변화가 발생하고, 500 ℃를 넘으면 부재의 항복강도 저하가 발생하기 쉬워지며, 720 ℃가 넘으면 강재의 조직 변화가 발생하는 변태점으로 판단되기 때문이다. 따라서 수열 온도 구간을 기준으로 화재손상 등급을 Ⅰ급: HT < 100 ℃, Ⅱ급: 100 ℃ ≦ HT < 300 ℃, Ⅲ급: 300 ℃ ≦ HT < 500 ℃, Ⅳ급: 500 ℃ ≦ HT < 720 ℃, Ⅴ급: 720 ℃ ≦ HT으로 구분하고 있다.
2.2.2 부재 조건
해석 모델은 H-300 × 300 × 10 × 15 단면의 SS275 강재 기둥이며, 높이 3.0 m의 길이로 모델링하였다. 구조 모델은 비선형 구조 해석에 적합한 C3D8R 요소를 선택하여 구성하였다.
수열 온도 조건(300 ℃, 500 ℃, 720 ℃)에서의 기둥 물성은 Eurocode 3 Part 1-2에서 제시하고 있는 물성과 다른 Post-fire의 재료 물성으로 화재 이후의 강도 회복까지 반영한 재료 물성이다. SS275 강재가 가지는 온도 조건별 강도 및 탄성 성능의 저하는 Molkens et al. (2021)에서 제시하고 있는 온도에 따른 강재의 응력-변형률을 적용하였다.
또한 표준적인 구조 성능 평가 방법을 준용하여, 기둥 양단을 핀(Pin)으로 지지한 상태에서 축방향 하중을 단계적으로 증가시키며 좌굴하중과 처짐량을 비교 분석하는 방법을 선택하였다. 구조 해석은 실제 기둥 길이의 약 10%를 초기 결함(imperfection)으로 반영한 비선형 좌굴해석 방법으로 수행하였다. 이는 화재 후 기둥의 극한 손상 조건을 고려하였으며, Eurocode 3 Part 1-2 및 AISC Design Guide 19에서 제시하는 보수적인 해석 지침에 따라 설정된 가정이다.
해석 시나리오는 총 3가지 수열 온도 조건에서의 기둥을 대상으로, 보강하지 않은 경우(화재 후 원형 상태)와 두 가지 보강 방법을 적용한 경우로 나누어 구성하였다. 보강 방법으로는 구조물 복원 시 현장에서 가장 일반적으로 사용되는 ▲형강 보강(외부 강판 용접 보강)과 ▲콘크리트 피복 보강(외부 콘크리트 타설)을 선택하였다. 형강 보강의 경우, 부재 플랜지 및 웨브 외측에 10 mm 두께의 보강판을 용접으로 부착한 형태를 선정하였고, 콘크리트 피복 보강의 경우 기둥 둘레를 따라 외부에 50 mm 두께의 콘크리트를 타설하는 방식으로 설정하였다. Fig. 3은 각 보강 방법이 적용된 모델링을 나타내었다. 보강용 콘크리트의 물성은 Eurocode 3 Part 1-2에서 제시하는 온도별 콘크리트 물성을 적용하였다. Table 4는 구조 해석에 사용된 각 조건들을 정리한 것이다. 이때 모든 해석 시나리오에 동일한 초기결함 조건을 적용함으로써, 주요 변수인 화재 조건 및 보강 유무의 영향을 명확히 비교할 수 있도록 하였다.
Table 4
Specimens for Fire-Resistant Structural Performance Review and Reinforcement
최종적으로 해석을 통해 얻은 각 보강 결과는 하중-처짐 곡선으로 나타내었으며, 보강 전과 후의 좌굴하중 증가율, 최대 처짐 감소율, 기둥의 변형 및 응력 분포를 비교 분석하였다. 이러한 구조적 분석을 통해 실제 화재로 손상된 구조물이 보강을 통해 어느 정도의 구조적 안정성을 확보할 수 있는지를 분석하였다.
3. 결과 및 분석
3.1 화재 전 내화구조 성능 평가
Fig. 4는 화재 조건별 내화구조들의 시간-수열 온도를 나타낸 것이며, Fig. 5는 노출되는 화재 조건의 차이가 각 내화구조 수열 온도에 미치는 영향을 비교한 그래프이다. 열 해석 결과, 표준화재(SF) 조건과 탄화수소화재(HF) 조건에서의 기둥 단면 내부 온도 상승 특성은 큰 차이를 보였다. 동일 피복 조건(SFRM 및 FRB 적용, 표준 피복두께)에서 탄화수소화재 조건은 표준화재 대비 약 1.4~1.6배 빠른 온도 상승률을 나타냈으며, 단면 내부 최고온도 역시 표준화재 조건 대비 평균 약 150~200 ℃ 높은 것으로 나타났다. 특히 표준화재 조건에서는 내화구조의 수열 한계온도 기준을 넘지 않아 내화구조로서의 성능을 만족하는 것으로 평가되었으나 탄화수소화재 조건에서는 초과하는 것으로 나타나 2시간 내화구조 성능을 만족하지 못했다. 물론, 이 결과들은 특정된 조건에서 도출된 것이므로 모든 기존 석유화학 플랜트 내화구조의 성능 문제를 대표할 수는 없다. 다만 표준화재 조건에서 설계/시공된 내화구조들이 가혹한 화재가 예상되는 산업 용도 시설물에서는 다소 취약할 수 있다는 것을 언급하고자 하며 만약 성능 저하가 우려된다면 탄화수소화재 조건을 견딜 수 있도록 내화 피복재 두께의 추가 보강이 필요하다. 특히 본 연구에서 선택한 내화뿜칠(SFRM)과 내화보드(FRB)는 고온 환경에서 비반응성일 뿐만 아니라, 기존 내화 피복재 바탕에 추가 시공이 용이하다는 점도 장점으로 작용할 것으로 생각된다.
Fig. 4
Heated Temperature of Fireproof-Coated Steel Columns Exposed to Standard and Hydrocarbon Fires
Fig. 5
Comparison of Average Temperatures of Fireproof-Coated Column Members Under Different Fire Conditions
Fig. 6은 피복재 두께가 추가 보강된 조건에서 탄화수소화재에 노출 시 시간-수열 온도를 나타낸 것이다. 탄화수소화재 조건에서도 목표 내화구조 성능 기준(2시간, 단면 평균 538 ℃ 이하)을 만족시키기 위한 추가적인 피복 두께는 SFRM 기준 기존 대비 약 35%, FRB 기준 약 40% 증가가 필요한 것으로 나타났다. 특히 내화보드의 경우, 공기층이 포함된 복합단면 구조로 인해 초기 온도 상승 억제에는 유리했으나, 고온 장기 노출 시 열전달이 가속화되는 특성이 확인되어, 장시간 고온 화재 조건에서는 두께 보강 설계 시 이러한 특성을 반영할 필요가 있다.
3.2 화재 후 구조성능 분석
화재 후 고온(300 ℃, 500 ℃, 720 ℃)에 노출된 상태의 기둥을 대상으로 각 보강 방법을 적용하여 비선형 좌굴 해석을 수행하였다. Fig. 7은 해석 종료시점의 좌굴 변형 형상 및 응력 분포를 나타낸 것이고, Fig. 8은 압축 하중을 점진적으로 증가시킨 강재 기둥에 대한 수직 변위 그래프를 나타낸 것이다. 또한 이 결과들을 바탕으로 고온(300 ℃, 500 ℃, 720 ℃) 노출 시 각각의 보강에 따른 좌굴하중과 보강 전 기둥과의 강도 변화율을 Table 5에 나타내었다. 부재의 잔존 강도는 상온 대비 온도가 상승할수록 급격히 저하되었다. 300 ℃ 노출 조건에서는 원 강도의 약 82%가 유지되었으나, 500 ℃ 노출 시 약 75%, 720 ℃ 노출 시 약 59% 수준까지 강도가 저하되는 것을 확인하였다.
Table 5
Structural Performance of Reinforced Steel Columns after Exposure to High Temperatures
보강 효과를 분석한 결과, 두 가지 보강 방법 모두 잔존 구조성능을 유의미하게 향상시킬 수 있는 것으로 나타났다. 형강 보강을 적용한 경우, 고온 후 좌굴하중이 보강 전 대비 약 1.2배~1.3배 증가하였다. 그러나 형강 보강은 처짐 및 변형 억제에 다소 한계가 있었다. 반면, 콘크리트 보강의 경우 좌굴하중은 보강 전 대비 약 86~122%가 증가하였으며, 변형 억제 효과 또한 탁월하여 실제 현장 적용에 있어 더욱 효과적인 것으로 나타났다.
특히 콘크리트 보강은 고온 후의 구조물 잔존 성능 평가에서 잔존 변형 억제와 구조적 강성 회복 측면에서 현저한 효과를 나타냈다. 구조물의 하중-처짐 그래프를 비교 분석한 결과, 콘크리트 보강을 통해 화재 이전의 구조 성능 수준에 근접하게 복구할 수 있음을 확인할 수 있었다. 특히 콘크리트는 재료 자체가 내화성능을 갖춘 재료로 인식되고 있고 화재 피해를 입은 구조 부재에 시공이 용이한 점도 화재 빈도가 높은 석유화학 플랜트를 대상으로는 긍정적인 선택일 수 있다.
4. 결 론
본 연구에서는 석유화학 플랜트 시설물의 내화구조로서의 성능 검토와 더불어 보강 방안 제시를 목적으로, 열 해석 및 구조 해석을 수행하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.
첫째, 표준화재를 기반으로 설계된 내화 피복재 조건은 탄화수소화재와 같은 급격한 온도 상승 환경에서는 다소 부족한 것으로 나타났다. 따라서 석유화학 플랜트와 같이 급격한 화재 온도 상승이 예상되는 시설에서는 표준화재 보다는 탄화수소화재 조건에 맞추어 내화 피복재의 추가적인 두께 보강이 필요하다.
둘째, 화재 후 기둥 부재의 잔존 성능 분석을 통해, 고온에 노출된 부재의 구조적 손상 수준은 온도 상승과 비례하여 크게 증가하였으며, 이에 따라 화재 이후의 대응 보강은 필연적이라는 것을 확인하였다. 두 가지 보강 방법(강판 보강, 콘크리트 보강)을 비교한 결과, 콘크리트 보강이 좌굴 강도 증가율과 변형 억제 능력에서 더 효과적인 것으로 나타났다.
셋째, 본 연구는 기둥 부재만을 대상으로 하였기 때문에 타 부재 및 단면(크기, 형상 등)에 대해서는 섣불리 판단하기는 어려우나, 현행 표준화재 중심의 내화구조 성능 평가 방식이 석유화학 플랜트와 같은 산업 용도 시설물에도 유효한지에 대해서는 합리적인 검토가 필요하다. 즉 잠재적 화재강도가 높은 시설물의 구조 부재에는 표준화재 외에도 다양한 화재 조건을 고려한 내화구조 설계/시공이 필요할 것으로 생각된다.
넷째, 해석을 통해 산출된 보강 두께 및 방법론은 현장 적용 시 구체적인 보강 기준으로 활용될 수 있으며, 실제 석유화학 플랜트 시설물의 내화구조 설계 및 보수 보강 전략 수립에 유의미한 자료로 활용될 것으로 기대된다.
본 연구의 결과는 향후 석유화학 플랜트와 같은 고 화재위험 산업 시설의 내화구조 설계 및 성능 평가 기준 개선에 활용될 수 있으며, 향후 실규모 또는 축소 모델을 이용한 추가적인 실험적 연구를 통해 본 연구에서 수행한 해석 모델 및 보강 방안의 신뢰성을 더욱 높일 필요가 있다.
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