방자호
(Ja-Ho Bang)
1iD
최지완
(Ji-Woan Choi)
1iD
권성준
(and Seung-Jun Kwon2)
2*iD
-
한남대학교 건설시스템공학과 석사과정
(Graduate Student, Department of Civil and Environmental Engineering, Hannam University,
Daejeon 34430, Rep. of Korea)
-
한남대학교 토목환경공학과 교수
(Professor, Department of Civil and Environmental Engineering, Hannam University, Daejeon
34430, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
원전 구조물, 내구설계, 내구수명, 피복두께, 황산염 확산계수
Key words
NPP structure, durability design, service life, cover depth, sulfate diffusion coefficient
1. 서 론
콘크리트 구조물은 다양한 환경에 노출되어 있으며, 이 중 일부 구조물은 철근부식 환경에 노출되어 있다. 단면이 크고 방사선 차폐에 유리한 원전 구조물의
경우 대부분 콘크리트 구조물로 시공되고 있으며, 이와 관련된 부대시설 역시 콘크리트 구조물이 대부분이다. 이러한 구조물은 매스 콘크리트 구조물로서
수화열 및 건조수축에 대한 균열 저항성 문제가 중요하게 평가되며, 이를 고려하여 배합 및 시공을 하고 있다(ACI Committee 304 1997; Bruck et al. 2019; Rasheed et al. 2022). UAE에 시공되는 원전 구조물도 다양한 주변 시설물을 포함하고 있는데, 해안가에 위치하게 되므로, 높은 염화물 농도에 따른 철근부식, 지반 및
지하수의 높은 황산염 농도가 주요 열화인자로 보고되고 있다(Field et al. 2015; Jung et al. 2018).
구조적인 안전성 설계 이외에 이러한 열화인자를 대상으로 내구성 설계가 요구되고 있다. 황산염에 의한 침해는 내부 수화물에 의한 석고의 생성과 에트린자이트의
생성을 통하여 발생되는 균열과 피복콘크리트의 열화를 포함한다. 탄산화나 염해처럼 외부 열화인자의 확산 또는 침투를 통하여 내부 철근부식으로 인한 피해보다는
표면으로부터 열화가 진전되므로 매우 복잡한 물리-화학 방정식을 가지고 있다(Matsumura et al. 2008; Zhang et al. 2018).
일반적으로 염해에 대한 내구성 평가는 각국에서 Fick’s 2nd Law를 지배방정식으로 하여 내구성능 및 내구수명을 평가하지만(Thomas and Bentz 2002; Kwon et al. 2009), 황산염 침해에 대해서는 명확하게 설계식을 제안하지 못하고 있으며, 주로 촉진실험에 의한 결과 또는 단순한 설계인자를 함수화하여 선형적인 열화깊이
식을 고려하고 있다. 물리-화학적 연성모델을 사용하여 수화물의 팽창압 및 균열을 고려하는 연구도 진행 중이지만 내구수명 설계식에는 사용되고 있지 못하고
있는 실정이다. 황산염 침해의 경우 매우 복잡한 이론과 경계조건을 사용하므로 Meso-Level의 설계식으로 사용하기에는 어렵기 때문이다(Glasser et al. 2008; Ishida et al. 2018). 또한 이를 고려한 내구수명 설계식에서는 선형열화깊이식이나 다중층 확산 이론을 고려하여 황산염에 대한 내구수명을 평가하고 있으나, ACI에서 권장하고
있을 뿐 유럽 및 일본 등에서는 인용되고 있지는 못한다(Atkinson and Hearne 1989; ACI Committee 201 2008; Qin et al. 2020).
내구수명 평가방법에는 일반적으로 결정론적인 방법이 사용되고 있다. 결정론적인 방법에서는 외부 황산염에 따라 증가하는 열화깊이와 환경하중계수, 열화가속계수
등을 고려하여 사용기간 동안 피복두께보다 열화깊이가 낮게 침투되도록 설계하는 것을 기본으로 한다(JSCE 2007; Kwon 2017). 재료-설계-시공 분야에서 명확하게 정의하기 어려운 공학적인 불확실성을 고려한 확률론적인 설계방법도 진행되고 있는데, 이러한 방법은 일반적으로 MCS(monte-carlo
simulation)과 같은 기법을 활용하여 진행된다. 확률론적인 설계의 기본 요구식은 열화깊이가 피복두께를 사용기간 동안 초과할 확률이 목표 내구성
파괴확률보다 낮도록 유지하는 것을 기본으로 하고 있다. 이러한 설계방법은 공학적인 불확실성을 설계변수에 직접 반영시켜 내구적 파괴확률을 도출하는 장점이
있다(Ferreira et al. 2004; Kwon et al. 2009; Kim and Kwon 2025). 또한 최근 들어 MCS를 활용한 확률론적인 연구는 구조안전성 평가 이외에 시공간적인 변동성을 고려한 Spatial variation 평가 및 AI
기반 머신러닝 기법에도 적용되고 있다(Wang 2021; Srivaranun et al. 2022).
본 연구에서는 UAE 원전 구조물 중 지하수 및 황산 토양에 노출된 하수 암거를 대상으로 황산염에 대한 열화정도 및 내구수명을 평가하였다. 이를 위해
실제 UAE 원전에 사용 예정인 같은 배합의 재료를 사용하여 콘크리트를 제조하였으며, 자연확산방법(natural diffusion test)을 수행하여
황산염 확산계수 및 확률패턴을 분석하였다. 이를 활용하여 결정론 및 확률론적인 내구수명 평가를 수행하였으며, 각 설계방법의 특성과 영향인자를 분석하였다.
2. 자연확산실험을 통한 확산실험
2.1 황산염에 의한 콘크리트 열화
황산염 침해의 경우 외부의 황산염이 내부로 침투하여 황산칼슘을 생성하고 이후 내부 알루민산 칼슘과 반응하여, 에트린자이트를 생성하게 된다(Sotiriadis et al. 2020). 이 경우, 결합수를 흡수하여 시멘트 수화물은 팽창하게 되는데, 높은 탄성계수와 높은 $Al_{2}O_{3}$양은 에트린자이트양과 팽창압을 상승시켜
황산염 열화저항에 불리한 조건이 된다. 하수도 구조의 경우, 유기물이 다량 포함되게 되고, 황산염 환원세균으로 인해 황화수소는 황산으로 변화하여 콘크리트
표면의 열화를 가속화시킨다. 황화가스 및 황산염 침해에 대한 열화과정은 황화수소, 황산염, 황산칼슘 그리고 에트린자이트 생성 과정을 거치게 된다.
각 단계에서 수화물의 밀도는 낮아지고 최종적으로 표면에 균열이 발생하게 된다. Table 1에서는 각 단계의 화학식을 정리하였다(Yoon et al. 2022).
이외에도 황산나트륨의 경우, 이수석고의 형성과 에트린자이트의 형성을 통해 균열을 야기하고, 황산마그네슘의 경우, 석고 및 Brucite-Mg(OH)2를
형성하여 마그네슘-실리케이트 수화물을 형성하는 것으로 알려져 있다(Al-Amoudi et al. 1995). 두 가지 반응 모두 결국 에트린자이트의 형성과 미세조직의 Micro- cracking을 야기하고 내부의 철근부식 및 피복 콘크리트의 박락을 진전시킨다.
황산염의 침투에 따라 발생하는 시멘트 내의 수화물과의 반응은 Fig. 1에 나타내었다(Monteny et al. 2000).
Table 1 Chemical reactions of sulfate attack
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Chemical reaction
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Deterioration mechanism
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SO42-＋2C＋2H2O→H2S＋2HCO3-
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Surface pH drop and carbonation
|
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H2S＋2O2→H2SO4
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Sulfur oxidizing and pH drop
|
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Ca(OH)2＋H2SO4→ CaSO4･2H2O
|
Sulfur / Sulfide oxidation
|
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CaSO4･2H2O＋3CaO･
Al2O3･12H2O＋13H2O→ 3CaO･Al2O3･3CaSO4･32H2O
|
Sulfur oxidation, ettringite formation and micro cracking
|
2.2 실험계획
본 연구에서는 자연확산시험을 통한 황산염 확산계수를 도출하였다(Tritthart 1989). 이 시험방법은 비교적 단기간(91일 이내)에 황산염의 확산성을 평가할 수 있는 장점이 있으며, 콘크리트를 통과한 이온농도를 정상상태를 가정하여
평가하는 방법이다(Yoon et al. 2021a; Yoon et al. 2022). 식 (1)에서는 황산염 확산계수의 산정식을 나타내었다. 콘크리트 시편 한쪽 셀에 황산염 용액(10.0 % of wt.)과 반대편에 증류수를 배치하여 시간에
따른 농도 변화를 분석하였다. Fig. 2에서는 실험에 사용된 IC 장비의 메커니즘을 나타내었다.
여기서, $D_{i}$는 황산염 확산계수($m^{2}/s$), $V$는 확산 셀의 부피($m^{3}$), $\Delta Q$는 증류수가 담긴 셀의
황산염 농도 증가량($kg/m^{3}$), $A$는 슬라이스 시험편의 노출면적($m^{2}$), $T$는 시험 시작 후 경과시간($\sec$), $L$은
슬라이스 시험편의 두께($m$), $c_{1}$은 황산염 수용액의 농도($kg/m^{3}$), $c_{2}$는 증류수가 담긴 셀의 평균 농도($kg/m^{3}$)을
나타내었다.
사용된 콘크리트 배합은 설계기준강도 35 MPa과 물-결합재 비가 0.4인 배합이며, 슬럼프의 경우 110~150 mm 범위로 평가되었다. 일반적인
원전 구조 배합과는 달리 실리카 흄(5.0 %)과 Grade 100 슬래그(65.0 %)를 질량 대비 치환하였으며, ASTM C 494 규정의 Type-F
HWRA(감수제)를 사용하였다. 잔골재는 밀도 2.63 g/cm3, 흡수율 1.2 %를, 굵은 골재는 밀도 2.69 g/cm3, 흡수율 0.6 %인 재료를 사용하였다. 결합재로 사용된 포틀랜드 시멘트(OPC), 고로슬래그 시멘트(GGBS), 실리카 흄(SF)의 밀도는 각각
3.12 g/cm3, 2.86 g/cm3, 2.2 g/cm3이며, Table 2에 콘크리트 배합사항을 나타내었다.
Fig. 2 Test sequence for sulfate diffusion
Table 2 Concrete mixture used in the test
|
W/B
|
Strength
(MPa)
|
Material (kg/m3)
|
|
W
|
C
|
GGBS
|
SF
|
Crushed
sand
|
Dune sand
|
Coarse
agg
|
HWRA
|
|
0.4
|
35
|
147
|
113
|
244
|
19
|
707
|
230
|
938
|
41
|
Notes: GGBS: ground granulated blast slag; SF: silica fume; HWRA: high water reducing
agent (Type-F)
3. 확률론적 내구수명 평가방법
3.1 황산염 침투에 따른 구조물의 열화 속도
황산염의 침투에 따른 내구수명을 평가하는 방법은 촉진실험을 통한 상대평가방법(Zhang et al. 2018; Qin et al. 2020), 강도 저하율(0.75)을 고려하는 방법(Zhang et al. 2018), 다중층 이론을 고려한 확산평가방법(Yoon et al. 2021b), 선형열화깊이 산정법(Atkinson and Hearne 1989) 등이 주로 사용된다. 선형열화깊이 산정법의 경우 ACI뿐만 아니라 다양한 연구에서 활용되며, 황산염 확산계수, 배합조건, 조도계수 등 여러 설계
인자를 포함하고 있다.
또한 배합조건의 촉진시험결과에 의존하지 않고 시간에 따른 깊이 평가, 배합특성, 한계상태 등을 명확하게 가지므로 일반적인 접근이 가능한 식이다. 이를
기반으로 내구수명을 간결하게 평가할 수 있으며, 결정론 및 확률론적 방법 간 비교 분석에 용이하다(Kwon et al. 2025). 따라서 본 연구에서는 Atkinson model의 선형열화 깊이 식 (2)를 적용하였으며, 이 과정에서 에트린자이트로 반응한 산화알루미늄 농도가 피복두께 전 영역에서 균일하게 반응한다고 가정하였다.
여기서, $C_{E}$는 에트린자이트로 반응된 황산염의 농도(mol/m3), $E$는 콘크리트의 탄성계수(MPa), $X_{spall}$는 콘크리트 열화 깊이(m)를 나타낸다. $\alpha$는 콘크리트의 조도계수로,
기공 구조와 표면 거칠기에 따른 황산염의 침투 및 확산 특성을 반영한다. $\gamma_{f}$는 콘크리트 파괴에너지(10 J/m2), $\nu$는 콘크리트 포아송비, $B$는 단위체적에 반응하는 황산염 1 mol에 대한 선형계수(=1.8×10-6 m3/mol)로서 콘크리트 내부 황산염 반응에 의해 발생한 팽창압을 정량화한 변수이다.
이 모델에서는 콘크리트 내부에서 팽창성 에트린자이트가 형성되어 유해한 팽창과 균열이 일어난다는 것을 기본적으로 가정한다. 식 (2)를 콘크리트의 선형열화계수로 변환시키면 다음 식 (3)과 같이 나타낼 수 있으며, 식 (3)의 에트린자이트에 반응하는 황산염 농도 $C_{E}$는 식 (4)와 같이 나타낼 수 있다.
여기서, 식 (3)의 $R$는 선형열화계수, $C_{0}$는 외부 황산염 농도, $D_{i}$는 황산염 확산계수를 나타내며, 식 (4)의 $x$는 단위체적당 시멘트량, $\Phi_{Al_{2}O_{3}}$는 시멘트 내 산화알루미늄 함량을 의미한다. 또한, 0.010196은 산화알루미늄
1 mol의 질량을 나타낸다.
3.2 확률론적 내구수명 설계
확률론적 내구수명 설계 방법은 구조물의 내구성 평가 시 설계변수의 공학적 불확실성을 반영하는 방법이며, 이를 황산염 열화에 대해 정리하여 Table 3에 나타내었다. 또한 식 (5)에서는 실험에 사용된 확률론적 지배방정식으로, 목표 내구수명 동안 구조물의 열화가 목표 내구적 파괴확률을 초과하는 기간으로 정의하였다.
여기서, $p_{f}$는 시간이 지남에 따라 증가하는 열화 깊이에 대한 내구성 파괴확률이며, $p_{d}$는 내구성 설계 시 가정된 목표 내구성 파괴확률이다.
Table 3 Engineering uncertainties in sulfate attack
|
Uncertainty
type
|
Limitation
|
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Physical
|
- Inherent random nature of basic variables
- Concrete cover depth
- Concentration of exterior sulfate
- Quality of concrete (diffusion coefficient of sulfate)
- Local condition (cracks and joints)
|
|
Statistical
|
- Assumption for probability density functions
- Limited sample size
|
|
Model
|
- Governing mechanism for deterioration by sulfate
- Simplified equation of deterioration by sulfate without considering sulfuric reaction
- Assumption of material properties (sulfuric and reactant material)
- Assumption of non-correlated variables
|
|
Decision
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- Definition of durability failure criteria
- The period that carbonation depth exceeds the cover depth
|
4. 황산염 침식에 따른 내구수명 평가 및 분석
4.1 대상구조물의 노출환경 및 설계 정수
지하수 및 하수 암거의 제원은 Fig. 3과 같으며, 대상구조물의 노출환경인 UAE 지역의 연평균 온도 및 습도는 Fig. 4에 나타내었다(Yang and Kwon 2023). PC 암거의 경우, 피복두께 50 mm를 가지고 있었으며, 내면에는 D13 철근을 주철근으로 사용하였다. 표면 황산염 농도에 대한 정보는 없으므로
기존 자료를 분석하였는데, 불연속적으로 높은 농도가 있으나 연평균 황산염 농도는 200 ppm 수준으로 평가되었다. 이는 강우 및 대단위 유출이 있는
경우를 고려하면 연평균 황산염 농도는 낮은 수준으로 예상된다(Yoon et al. 2021). 또한 대상 구조물의 온도 및 습도환경은 6월부터 10월까지는 평균온도가 40 °C 수준으로 매우 높은데, 이 경우 염화물 및 황산염의 확산속도는
증가하게 된다.
Fig. 3 Typical section of RC culvert
Fig. 4 Environmental conditions for target structure
4.2 내구수명 평가를 위한 설계정수
Table 4에서는 자연확산시험 결과를 기반으로 6개의 확산계수를 나타내었으며, 확산계수를 평균화하여 설계정수로 고려하였다. 추가로 요구되는 설계정수를 Table 5에 나타내었다. 일반적으로 0.1 수준의 변동계수는 공학적으로 많이 인용되는데, Table 6에서는 내구적 파괴확률 변화를 분석하기 위한 해석조건을 나타내었다. 변동성을 고정하고 피복두께를 40 mm에서 70 mm까지, 외부 황산염 농도를
100 ppm에서 400 ppm으로 변화시키면서 내구적 파괴확률을 분석하였다. 사용시간에 따른 내구적 파괴확률은 Fig. 5에 나타내었다.
피복두께가 10 mm 증가함에 따라 내구수명은 20.0 %~22.0 % 수준으로 비교적 일정하게 증가하였으며, 외부 황산염 농도가 200 ppm 이상에서
내구수명이 빠르게 감소하였다. 비교적 황산염 농도에 따라 내구적 파괴확률에 도달하는 시간의 차이가 크게 평가되었는데, 이는 황산염 농도가 콘크리트
내구수명 연장에 지배적으로 작용하는 것으로 판단된다.
Fig. 5 Probabilistic simulation based on variables
Table 4 Results of sulfate diffusion test
|
×10-12 m2/sec
|
COV
(-)
|
|
No.1
|
No.2
|
No.3
|
No.4
|
No.5
|
No.6
|
Means
|
|
2.02
|
2.15
|
2.11
|
3.16
|
3.55
|
2.45
|
2.57
|
0.25
|
Table 5 Design parameters for service life evaluation (Atkinson and Hearne 1989)
Notes: $x$: amount of cement per unit volume, $\Phi Al_{2}O_{3}$: aluminum oxide content
Table 6 Simulation conditions with the variables
|
Case
|
COV (-)
|
$C_{d}$
(mm)
|
$c_{o}$
(ppm)
|
|
$c_{o}$
|
$C_{d}$
|
$\Phi Al_{2}O_{3}$
|
$D_{i}$
|
|
1
|
0.1
|
0.1
|
0.1
|
0.25
|
40-70
|
200
|
|
2
|
0.1
|
0.1
|
0.1
|
0.25
|
50
|
100-400
|
Note: $C_{d}$: cover depth
4.3 각 설계방법에 따른 내구수명 평가
본 절에서는 피복두께와 황산염 농도의 변화에 따른 내구수명을 결정론 및 확률론적 방법으로 평가하였다. 결정론적 방법에서는 식 (6)을 활용하여 황산염 농도에 따른 내구수명을 평가하였으며, 열화 속도는 식 (3)에 따라 평가하였다. 결정론적 방법에서는 환경하중계수와 내구성 가속계수 및 한계 화학적 침식깊이(최외곽 철근)를 고려하여 보수적인 내구수명을 유도하였으며(JSCE 2007; Kwon 2017), 이는 식 (6)과 같다.
여기서, $\gamma_{p}$는 화학적 침식에 대한 환경하중계수(0.92), $\Phi_{k}$는 화학적 침식에 대한 내구성가속계수(1.10),
$C_{d}$는 설계피복두께(mm), $C_{k}$는 한계 화학적 침식깊이(mm)이며, $Z_{p}$는 화학적 침식 깊이의 예측 값(mm)이다.
최외곽 철근(D13)을 고려하여 결정론적 방법에 의한 내구수명을 평가하였는데, 피복두께(40, 50, 60, 70 mm)와 황산염 농도(100, 200,
300, 400 ppm)를 변수로 설정하였으며 목표 내구적 파괴확률은 10.0 %로 고려하였다(Yoon et al. 2021a; Yoon et al. 2022).
Fig. 6 및 Fig. 7에서는 피복두께 변화 및 외부 황산염 농도 변화에 따른 두 설계방법의 결과를 나타내었다.
결정론적 방법으로 평가한 내구수명은 피복두께 40 mm에서 16.9년, 70 mm에서 35.5년으로 평가되었으며, 확률론적 방법에서는 각각 21년과
37.1년으로 평가되었다. 확률론적 방법이 결정론적 방법보다 더 높은 내구수명을 보였으며, 두 방법 간 내구수명의 차이는 피복두께가 증가할수록 4.1년,
3.1년, 2.3년, 1.6년으로 점차 감소하는 경향이 나타났다. 외부의 황산염 농도변화에 대해서는 결정론적 방법으로 평가한 내구수명은 황산염 농도
100 ppm에서 46.4년, 400 ppm에서 11.6년으로 평가되었으며, 확률론적 방법에서는 각각 50년과 12.4년으로 평가되었다. 황산염 농도
300 ppm 이상에서는 내구수명의 감소 폭이 줄어들었는데, 이는 황산염 농도가 높은 열화환경에서는 충분한 피복두께의 확보가 필요하다는 것을 알 수
있다. 또한 두 방법의 따른 내구수명 차이는 황산염 농도가 증가함에 따라 3.6년, 1.6년, 0.1년, 0.8년으로 점차 감소하였다.
기존의 연구에서는 대부분 확률론적인 방법에서 더 낮은 내구수명이 도출되었는데(Ferreira et al. 2004; Kwon et al. 2009; Yoon et al. 2022), 본 연구에서는 기존 연구와 달리 확률론적 방법에서 결정론적 방법보다 높은 결과로 상반된 결과가 도출되었다. 확률론적 방법의 경우 COV 값이 증가할수록
낮은 내구수명이 평가되며, 이는 가정한 COV의 값이 비교적 낮기 때문에 이러한 결과가 나온 것으로 사료된다.
Fig. 6 Service life with cover depth
Fig. 7 Service life with sulfate concentration
4.4 설계인자 변동성에 따른 내구수명 변화
본 절에서는 COV의 변화에 따른 내구수명을 확률론적 방법으로 평가하기 위해 설계인자의 변동계수를 설정하였으며, 이를 Table 7에 나타내었다. 또한 해석결과를 Fig. 8에 나타내었다.
Fig. 8의 결과는 피복두께(50 mm), 외부 황산염 농도 200 ppm, 확산계수(2.57×10-12 m2/sec, COV 0.25)를 고정하고 나머지 설계변수의 변동성을 고려하여 내구수명의 변화를 분석하였다. 황산염 농도의 COV가 0.1에서 0.3으로
증가할 때 내구수명은 25년에서 24.3년, 24.0년으로 약 4.0 % 감소하였으며, 피복두께의 COV 증가에 따라 내구수명은 25년에서 22.8년,
21.5년으로 약 14.0 % 감소하였다. 산화알루미늄 함량의 변동성은 내구수명에 가장 큰 영향을 미치며, 25년에서 24.0년, 18.4년으로 약
26.4 % 감소하는 경향을 확인하였다. 결정론적 방법에서는 내구수명이 23.1년으로 평가되며, COV 변동에 따른 확률론적 내구수명과 큰 차이는
나타나지 않았다.
산화알루미늄 함량의 COV가 0.2에서 0.3으로 증가할 때 내구수명이 많이 감소하였는데, 이는 계산식에서 전체 시멘트 함량과 곱해져 큰 변동이 발생하기
때문이다. 또한 피복두께가 크거나 외부 농도가 높은 경우 내구수명의 변화 폭은 다른 설계인자의 COV에 따라 달라진다. 외부 황산염 농도는 환경조건으로
제어가 어렵지만, 높은 수준의 콘크리트 품질 관리와 시공 관리가 이루어지면 확산계수, 산화알루미늄 함량, 피복두께의 변동 폭을 줄일 수 있다. 이러한
결과는 내구수명을 정량적으로 증가시킨다.
Fig. 8 Service life based on coefficient of variation
Table 7 Simulation conditions with variables
|
Case
|
COV (－)
|
$C_{d}$
(mm)
|
$c_{o}$
(ppm)
|
|
$C_{d}$
|
$c_{o}$
|
$\Phi Al_{2}O_{3}$
|
$D_{i}$
|
|
1
|
0.1-0.3
|
0.1
|
0.1
|
0.25
|
50
|
200
|
|
2
|
0.1
|
0.1-0.3
|
0.1
|
0.25
|
|
3
|
0.1
|
0.1
|
0.1-0.3
|
0.25
|
5. 결 론
본 연구는 UAE 원전 시설의 하수 암거를 대상으로 황산염에 의한 내구수명을 평가하였으며, 결정론적 및 확률론적 해석을 통해 설계방법의 특성과 변동성을
분석하였다. 본 연구를 통하여 도출된 결론은 다음과 같다.
1) 확률론적 방법을 통해 설계변수에 따른 내구수명을 평가하였다. 피복두께의 경우 10 mm 증가할수록 내구수명은 약 20.0 % 수준으로 비교적
일정하게 증가하였다. 또한 외부 황산염 농도가 200 ppm에 도달할 경우 내구수명이 급격하게 감소하는 경향을 보였으며, 이후 200 ppm을 초과하는
농도에서 내구수명의 감소가 점진적으로 둔화되는 것을 확인하였다.
2) 결정론적 방법의 경우 피복두께가 증가할수록 내구수명은 40 mm에서 16.9년, 70 mm에서 35.5년으로, 확률론적 방법의 경우 40 mm에서
21년, 70 mm에서 37.1년으로 평가되었다. 확률론적 방법에서 결정론적인 방법보다 높은 내구수명을 보였으며, 이는 환경하중계수, 내구성가속계수
뿐만 아니라, 한계 화학적 침식깊이를 설계 피복두께에 고려하였기 때문이다. 또한 외부 황산염 농도 변화에서도 유사한 경향이 평가되었다. 100 ppm,
400 ppm에서 내구수명은 각각 46.4년, 11.6년으로 평가되었으며, 확률론적인 방법의 경우 내구수명이 각각 50년, 12.4년으로 평가되었다.
3) 황산염 농도의 COV가 0.1에서 0.3으로 증가할수록 내구수명은 25년에서 24.3년, 24년으로 약 4.0 % 감소하였다. 그러나 피복두께의
COV 증가시 내구수명은 14.0 % 감소하였으며, 산화알루미늄 함량의 COV는 약 26.4 % 수준으로 매우 높은 내구수명 감소율이 평가되었다.
이는 높은 수준의 품질 및 시공관리를 통해 비교적 균일성을 유지할 경우 내구수명 연장에 유리하게 작용하는 것을 알 수 있다.
4) 본 연구에서는 황산염 농도를 도출하여 대상 구조물의 내구수명을 결정론-확률론 방법으로 분석하여 비교하였다. 확산계수의 경우 온도 및 시간 의존성에
대한 내구수명 평가에 필수적이나, 본 연구에서는 평가방법의 비교와 영향인자가 내구수명에 미치는 영향에 초점을 맞추었다. 향후 합리적인 물리 기반의
지배방정식 선정과 확산계수의 환경의존성, 외부인자의 동적 변화에 대한 정량화 기법이 수행된다면, 현실적인 황산염 침식에 대한 평가가 가능할 것으로
판단된다.
감사의 글
본 연구는 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(No. RS-2024-00415881).
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