1. 서    론

콘크리트는 경제성과 내구성을 가진 건설재료로서 많이 사용되어 왔으며, 안정된 재료 수급성을 가지고 있으므로 다양한 건설부재로 사용되고 있다(Back et al. 2011). 또한 콘크리트는 시공이 어렵거나 매우 긴 내구수명을 요구하는 특수 구조물에도 많이 사용되는데, 특히 원전구조물에 대하여 격납구조물 또는 부대 시설물로 사용되고 있다. 이는 방사선 투과의 차폐율이 높으며, 열전도도가 강재와 같은 건설재료의 1/40∼1/50 수준으로 매우 낮기 때문이다(Chung et al. 2012; Yang et al. 2012; Lee et al. 2016).

원전 구조물의 경우 냉각수의 주기적인 유입이 필요하고 해안환경에 노출되어 있으므로 항상 매립된 철근의 부식이 주요 문제로 대두되고 있다. 일반적으로 콘크리트 내에 매립된 철근은 초기재령에서 12.0 pH 이상의 강알칼리로 보호되고 있다. 그러나 유입된 염화물 이온은 공식(pitting) 형태의 국소 부식을 야기하고 사용기간의 증가에 따라 부식양은 증가한다(Broomfield et al. 1997; Song et al. 2006a). 초기의 부식 문제는 미관의 손상 등 간단한 사용성능의 저하로 시작하지만, 균열 폭의 증가, 피복 콘크리트의 박락 등으로 진전하며 최종적으로는 내하력의 저하를 야기하고 있다. 초기에 발생된 부식은 철근주위의 팽창효과(Swelling effect)를 통하여 부착력을 증가시키지만, 3∼5 % 이상 부식이 진전될 경우, 슬립이 크게 발생하여 구조체로서 성능을 기대할 수 없다(Chung et al. 2004; 2008).

원전 콘크리트의 경우 부재의 두께가 매우 큰 매스콘크리트 구조로서 시공 단계부터 수화열 및 건조수축 등에 의한 균열이 발생할 수 있다(Song et al. 2001; 2006b). 균열이 발생한 콘크리트는 일반적으로 공극에 의한 염화물 침투 이외에 균열에 의한 침투가 발생한다. 이러한 균열부의 추가적인 염화물 유입은 철근의 국소부식을 더욱 야기하므로 많은 연구에서 균열과 염화물 유입을 함께 고려하고 있다(Win et al. 2004; Gerard et al. 2008; Kwon et al. 2009; Park et al. 2012a). 이러한 연구는 항만구조물의 실태조사를 통한 겉보기 확산계수와 균열 폭의 상관성 분석, 균열 폭과 대표체적(REV: Representative Element Volume)을 고려한 염화물 확산 및 침투 해석, 확률을 고려한 균열 폭과 내구수명의 관계 등으로 발전하였다(Yokozeki et al. 1998; Win et al. 2004; Song et al. 2006b; Kwon et al. 2009; Park et al. 2012b).

실내실험에서도 비교적 단기간에 평가할 수 있는 비정상상태(Non-Steady State Condition)에 대해서는 비교적 많은 연구가 수행되어 왔으며 균열 폭의 증가에 따른 확산계수의 정량적인 평가가 수행되어 왔다(Ishida et al. 2009; Park et al. 2012b). 그러나 비정상상태의 확산계수 증가는 균열에 대하여 매우 민감하며 균열부 및 건전부가 완전히 포화된 이후의 대표체적의 장기적인 염화물 확산을 평가할 수 없다. 1990년대 이후 정상상태(Steady State Condition)를 고려하여 균열 폭의 형상 및 방향을 고려한 모델링이 수행되었으며, 국내외의 시방서에서도 이러한 균열부 콘크리트의 내구수명을 특별하게 평가할 수 있는 확산식을 제안하고 있다(Andrade et al. 1993; Gerardet al. 2000; JSCE  2007; Yang et al. 2017a; 2017b).

원전 구조물은 벽체 단면이 2.0 m 이상의 구조를 가진 매스콘크리트이며, 시공초기부터 수화열 및 건조수축으로 인한 균열이 발생하기 쉽다(Chung et al. 2012; Lee et al. 2016). 또한 시설물의 중요도에 따라 강도등급이 다르므로 균열의 발생에 따른 시설물의 내구수명이 다르게 평가된다. 본 연구에서는 4000 psi(28 MPa-N grade) 및 6000 psi(41 MPa-H grade) 배합을 이용하여 시편을 제조하였으며, 균열 폭을 0.0∼1.0 mm까지 도입하여 균열 폭에 따른 정상 상태의 확산계수를 평가하였다. 확산계수 실험 시 28일 재령을 정확히 맞출 수 없었으므로 재령 56재령 180일 결과에 따른 강도와 균열부 콘크리트의 확산계수 영향을 평가하였다.

2. 균열을 가진 원전콘크리트의 정상상태 확산계수 실험

2.1 콘크리트 배합

원전용 콘크리트의 배합조건은 ACI 304.3R-96, ACI 211.1-91, ACI 301의 기준을 따르도록 권고하는데, 이러한 조항에서는 사용되는 재료(결합재, 혼화재 및 골재)와 배합조건(물-결합재 비, 슬럼프 및 공기량)을 규정하고 있다. 물-결합재 비는 일반적으로 50 % 이하로 규정하고 있으며, 슬럼프는 최대 100 mm로 제한하고 있다.

본 연구에서는 원전용 기준배합인 보통강도 및 고강도(4000 psi-N grade 및 6000 psi-H grade) 배합을 이용하였다. Table 1에서는 실험을 위한 배합표를 나타내고 있으며, Table 2에서는 사용된 시멘트 및 혼화재료의 화학적 성분을, Table 3에서는 사용된 골재 특성을 나타내고 있다.

소규모 배치플랜트를 이용하여 재료개량을 실시하였으며, 1 m³ 믹서기를 이용하여 배합을 실시하였다. 배합 후 1일 뒤에 탈형을 실시하였으며, 20±2 °C온도 조건에 수중양생을 28일 동안 실시하였다. Fig. 1에서는 콘크리트 제조과정을 나타내고 있다.

Table 1 Mix proportions for nuclear power plant concrete

W/B: Water to binder ratio, S/a: Sand to aggregate, W: Water, C: Cement, FA: Fly ash, Agg.: aggregate

Table 2 Physical and chemical properties of binder

Table 3 Physical properties of aggregate

Fig. 1

Concrete sample preparation for the test

2.2 압축강도 실험

압축강도 시험은 수중양생기간(56일 및 180일)이 끝난 후 KS F 2405 및 ASTM C 873의 규정에 의거 측정하였으며, 200 ton 만능시험기(UTM)를 사용하여 최대하중을 측정하였다. Fig. 2에서는 압축강도 시험 사진을 나타내고 있다.

Fig. 2

Test setup for compressive strength

2.3 균열부 콘크리트의 염화물 확산계수 실험

2.3.1 쪼갬인장시험을 통한 균열 유도

소정의 양생기간을 마친 뒤, 시편에 균열을 유도하기 위하여 콘크리트 표면에 Crack gauge를 균열의 진행방향과 수직을 이루도록 부착하였다. 이후 하중의 증가에 따른 균열 폭을 측정한 뒤 제하(Unloading)를 하였다. 하중을 인가 시에는 균열 폭이 증가하며, 제하 시 균열 폭은 일부 감소하게 되는데, 촉진 실험 전에 균열경으로 균열 폭을 재측정하여 최종적인 균열 폭으로 설정하였다. Fig. 3에서는 균열유도 사진과 균열 폭 측정사진을 나타내고 있다.

Fig. 3

Crack inducing and measuring

2.3.2 ASTM C 1202를 이용한 정상상태 확산계수 실험

균열를 가진 콘크리트의 정상상태 촉진 염화물 확산실험을 위하여 Andrade 방법이 사용되었다(Andrade et al. 2011). 양생을 마친 시편을 100 mm 두께로 커팅하였으며, 쪼갬인장시험을 통하여 균열을 도입하였다. 측면은 파라핀으로 완전 밀봉한 후 ASTM C 1202에서 규정된 장치와 실험방법을 적용하였다. 시편의 양쪽에 확산셀을 장착하고 양극부(anode)에는 0.1 M NaOH 용액을 음극부(cathode)에는 0.1 M NaOH가 포함된 0.5 M의 NaCl 용액을 각각 채우고 30 V의 전압을 소정의 시간동안 인가하였다. 염화물 침투확산이 정상 상태에 도달할 때까지 전류계를 통해 일정한 간격으로 통과 전류를 측정하였으며, 측정된 전류는 식 (1)을 이용하여 정상상태의 촉진확산계수를 도출하였다.

 (1)

여기서, (8.314 J/K‧mol)은 기체상수, (K)는 절대온도, 는 이온가, (9.648×104 J/V‧mol)는 Faraday 상수, (Ampere)는 시편 통과 전류, 은 이동 수, (m²)는 시편의 단면적, (Volt)는 전압, (m)은 시편의 두께, 은 확산셀에서의 염화물 이온 농도(mol/l)를 나타낸다.

정상 상태에 도달하는 기간은 시편마다 차이가 있으나, 대략 2일 후에 정상상태에 도달하였다. Fig. 4에서는 정상상태의 염화물 촉진 시험사진을 나타내고 있다.

Fig. 4

Diffusion test setup for Andrade's method

3. 균열의 증가에 따른 정상상태의 확산성 평가

3.1 재령에 따른 강도 평가

배합 후 28일 기준시점에서는 시편의 입수기간이 늦어져서 시험을 수행하지 못하였으므로 재령 56일 및 6개월에 따른 압축강도를 평가하였다. N grade에서는 39.7 MPa이 H grade에서는 56.8 MPa이 측정되었으며 이는 28일 강도를 고려하였을 떄, 기준강도 보다 높다고 할 수 있다. Table 4에 각 재령에 따른 강도 결과를 도시하였다.

Table 4 Compressive strength with ages

3.2 N 및 H 강도 콘크리트의 확산계수 균열의존성

균열이 증가함에 따라 확산계수는 크게 증가하는데, 비정상상태에서는 0.4 mm의 균열 폭을 가진 경우 400배 이상 증가하게 된다. 이는 초기의 급속한 염화물 유입에 대한 확산계수 증가로서, 균열 폭의 영향을 극대화한 결과이다(Park et al. 2012a). 실제 정상상태의 실험의 경우 대표체적의 크기에 따라 다르지만 일반 100 mm 지름을 가진 공시체의 경우 균열 폭이 0.4 mm 증가 시 3∼4배 수준으로 증가하게 된다(Yang et al. 2017a; 2017b).

Table 5에서는 N 및 H에 대한 결과 값을 나타내었으며 이를 Fig. 5에 도시하였다.

Table 5 Crack width and measured diffusion coefficient in steady-state condition

Fig. 5

Changes in diffusion coefficient in cracked concrete (N and H grade)

56일 재령에서 N grade에서는 균열이 없는 경우 3.93×10^-12 m²/sec의 기준 값을 가졌으나 균열이 증가하여 0.4 mm 수준에서는 10.3×10^-12 m²/sec수준으로 크게 증가하였다. 균열 폭이 1.0 mm 수준에 이를 경우, 58.1×10^-12 m²/sec 수준으로 대략 14.7배 증가하였음을 알 수 있다. 재령이 180일로 증가했을 경우 0.4 mm 수준에서는 4.65×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였으며 1.0 mm 수준에서는 7.90×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였다. H grade에서도 비슷한 경향이 평가되었으며 재령이 증가함에 따라 균열에 따른 확산계수의 큰 증가는 평가되지 않았다. H grade의 균열이 없는 경우 3.84×10^-12 m²/sec로 N 등급과 비교하여 큰 감소는 없었으나 균열 폭 0.4 mm 수준에서 5.70×10^-12 m²/sec 이상의 값으로 증가하였으며 균열 폭이 1.0 mm로 증가할 경우 8.50×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였다. 증가율은 56일 균열 폭 0.4 mm 수준에서 2.0∼2.7배의 증가를 나타내었으나, 180일 재령에서는 1.23∼1.27배로 감소하였다.

4. 재령 및 균열 폭에 따른 염화물 확산계수의 특성 평가

재령 56일과 180일에 대하여 압축강도특징을 측정하였으므로 강도 변화는 크지 않았다. N grade에서는 107 % 수준으로 H grade에서는 103 % 수준으로 증가하였다. 강도특성은 28일 이전의 초기 재령에서는 빠르게 발현되지만, 확산계수는 28일 이후에 크게 감소한다. 기존의 연구에서도 강도 변화비보다 확산계수 변화비는 28일 이후에 크게 증가하는데, 이는 공극구조가 형성된 이후 응력은 공극률에 비례하지만 물질이동은 공극률의 제곱에 비례하기 때문이다(Park et al. 2017; Yoon et al. 2017). 또한 염화물 확산 특성은 미세공극의 감소와 수화물 생성에 따른 흡착이 동시에 발생하므로 강도 증가보다 확산의 감소는 빠르게 발생한다.

본 시험의 확산실험결과는 균열 폭을 통과하는 정상상태의 염화물 확산계수는 일정하고 전체 체적에 대해 균등화한 확산계수가 도출되므로 건전부 콘크리트의 시간의존성 확산계수 변화가 지배적이다. Fig. 6에서는 재령효과와 균열 폭의 변화를 분석하기 위하여 각 재령시의 건전부를 기준으로 한 확산계수의 변화비율을 도출하였다.

Fig. 6의 회귀분석결과에서 알 수 있듯이 균열의존도는 재령의 증가에 따라 크게 변화하고 있음을 알 수 있다. 선형회귀분석 결과에서 N grade-56일 재령의 경우, 5.3755의 기울기를 가지지만 180일로 재령이 증가할 경우 44.3 % 수준인 2.3809로 감소하였다. 또한 H grade에서는 1.823에서 0.912로 감소하였으며 이는 50.4 % 수준에 불과하다. FA를 혼입한 콘크리트 모재의 확산계수 감소는 많은 연구에서 고찰되어 왔으며 이러한 효과는 균열을 가진 콘크리트에서도 뚜렷하게 감소하고 있음을 알 수 있다(Thomas et al. 1999; Al-Amoudi et al. 2009; Yoon et al. 2017).

Fig. 6

Normalization of diffusion coefficient in cracked concrete

이는 균열단면에서의 염화물 흡착에 따른 염화물 확산의 감소 뿐 아니라 지속적인 수화 반응에 따른 일부 균열의 치유도 영향을 미쳤으리라 판단된다.

균열에 대한 확산계수 영향은 H grade에서 더욱 둔감하게 평가되었는데, 이는 단위 결합재량이 N grade보다 많으므로 건전부의 확산계수 저감이 크고 감소된 확산계수가 대표체적에 지배적인 영향을 미치기 때문이다.

5. 결    론

본 논문에서는 재령 56일 및 180일 원전용 콘크리트를 대상으로 균열을 인가하고 균열 폭의 증가에 따른 확산계수의 증가를 강도 및 재령을 고려하여 분석하였다. 본 연구는 최종적으로 재령 3년까지 염화물 확산시험을 수행하여 균열 및 재령효과를 분석하는 것으로 추후 장기재령 시편의 확산계수가 인용될 경우 시간의존성 균열부 콘크리트의 거동을 명확하게 평가할 수 있을 것이다.

1)N grade에서는 건전부에서는 3.93×10^-12 m²/sec의 기준 값을 가졌으나, 0.4 mm 수준에서는 10.3×10^-12 m²/sec로 2.62배 증가를, 1.0 mm 수준에 이를 경우, 58.1×10^-12 m²/sec 수준으로 14.7배로 크게 증가하였음을 알 수 있다. 재령이 180일로 증가했을 경우, 0.4 mm 수준에서는 4.65×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였으며 1.0 mm 수준에서는 7.90×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였다.

2)H grade의 균열이 없는 경우 3.84×10^-12 m²/sec로 N 등급과 비교하여 큰 감소는 없었으나, 균열 폭 0.4 mm 수준에서 5.70×10^-12 m²/sec 이상의 값으로 증가하였으며, 균열 폭이 1.0 mm로 증가할 경우 8.50×10^-12 m²/sec 수준으로 증가하였다. 증가율은 56일에서 균열 폭 0.4 mm 수준에서 에서 2.0∼2.7배의 증가를 나타내었으나, 180일 재령에서는 1.23∼1.27 로 감소하였다. H grade에서도 비슷한 경향이 평가되었으나, 재령이 증가함에 따라 균열에 따른 확산계수의 증가는 뚜렷하지 않았다. 이는 단위 결합재량이 N grade 보다 많으므로 건전부의 확산계수 저감이 크고 감소된 확산계수가 대표체적에 지배적인 영향을 미치기 때문이다.

3)각 재령에 따른 선형회귀분석을 수행하여 재령별 확산계수의 균열의존도를 평가하였다. 선형회귀분석 결과에서 N grade-56일 재령의 경우, 5.3755의 기울기를 가지지만, 180일 로 재령이 증가할 경우 44.3 % 수준인 2.3809로 감소하였다. 또한 H grade에서는 1.823에서 0.912로 감소하였으며, 이는 50.4 % 수준으로 평가되었다.