2.1 관통부 주변 응력분포 특성

철근콘크리트(RC) 벽체에 관통부 설치와 철근 절단으로 인한 관통부 주변 철근들의 응력은 Fig. 1과 같이 관통부 유무에 따라 그 분포가 변경되는 특성을 나타내게 된다. 관통부가 없는 벽체 철근의 응력분포와 비교하여 관통부가 설치되고 철근이 절단되는 경우에 절단되지 않은 주변 철근의 응력분포가 관통부 연단에서 가장 크고 멀어질수록 작아지는 분포 특성을 나타내게 된다. 이것은 RC 단면이 부담하던 콘크리트와 철근의 응력이 관통부 설치로 인해 주변 콘크리트와 철근으로 전이되는 현상이며, 구조부재의 건전성을 확보하기 위해서는 전이범위 또는 유효폭 내의 철근은 항복하지 않아야 하고, 유효폭 내의 평균응력 기반의 철근응력은 KEPIC SNC^{(KEA, 2020b)} 기준에 부합하여야 한다.

Fig. 1. Stress Distributions of Reinforcing Bars With or Without Penetration

2.2 유효폭 평가 방법

콘크리트 격납건물 설계기준 KEPIC SNB 3422.1은 외벽에 관통부가 존재할 경우 벽체 두께의 0.5배 또는 관통부 지름의 25 % 중 작은 폭만큼 떨어진 단면에서 축력 및 휨모멘트가 평균 분포하는 것으로 설정하고, 이 위치에서의 단면력을 기준으로 관통부 주변 보강설계를 수행하도록 규정하고 있다^{(KEA, 2020a)}. 이 기준은 건설 원전을 위한 것이나 기존 구조물에 신규 관통부를 설치하는 경우 구조물의 건전성 평가에 참조할 수 있다. 또한 미국 ^{Sargent and Lundy(1980)}는 자체 설계절차인 SDS Standard E-1.4.6.f를 통해 주철근 절단의 영향평가 기준과 절차를 제시하고 있으며, 구조 건전성 평가를 위한 유효폭(E)의 최소값으로 Eq. (1)과 같이 제시하고 있다. Eq. (1)에 따라 원전 안전관련 구조물 관통부의 최소 유효폭은 벽체 두께 제곱근의 2.5배이므로 Fig. 1에 나타낸 영향범위는 관통부 직경과 벽 두께의 최소 5배를 합한 결과를 나타낸다.

여기서, $t_{s}$는 슬래브 또는 벽체의 두께, 단위 ft

KEPIC SNB^{(KEA, 2020a)} 기준과 기존 적용사례를 참조하여 국내에서는 충분한 안전 보수성이 확보될 수 있도록 유효폭을 벽체 두께($t_{s}$)로 적용하고 있으며, Fig. 1의 영향범위는 벽 두께의 2배로 설정하여 구조건전성을 평가하고 있다. 벽체에 코어링(coring) 작업 중에 주철근이 절단되는 경우 해당 철근을 제외하고 유효폭 내에 존재하는 철근량과 관통부 설치 전에 설계에서 요구되는 철근량의 비교평가를 통해 구조건전성을 평가하며, 관통부 설치 후 유효폭 내의 철근은 설계하중조합에 대해 항복 전 상태를 유지하는지 검토한다.

본 연구에서는 Fig. 2에 나타낸 것과 같은 관통부 주변 철근의 응력과 변형률의 분포에 대한 다양한 영향변수 해석과 실험적 연구를 통해 유효폭 설정 근거를 제시하고, 가동원전 구조물에 적용되고 있는 적용사례에 포함된 안전 보수성을 검토하고자 한다. 이를 위해 비선형 해석 및 실험적 연구결과를 토대로 관통부 유무에 따른 관통부 주변에서의 응력 및 변형률 분포를 0도, 90도, 180도 및 270도 단면에서 분석하여 최소 유효폭을 평가하였다.

Fig. 2. Method for Evaluating Effective Width Based on Stress Distribution of Reinforcing Bars Around Penetration

3.1 실험체 설계

실험체 설계를 위해 가동원전 RC 전단벽의 설계특성을 반영한 구조부재의 형상비와 철근비를 반영하였으며, 가동원전의 관통부 신설 현황을 고려하여 관통부의 크기와 철근 절단 수준을 설정하였다. 벽체의 철근비는 수평방향과 수직방향에 대해 각각 1.25 % 및 2.5 %이며 이는 국내에서 가동중인 원전 벽체의 철근 설계방법을 적용하였다. 전단벽체의 크기 및 두께는 기존 연구를 참고하여 철근항복 및 파괴시까지의 관통구 주변 응력분포를 평가하기 위하여 실험장비로 가력 가능한 수준을 고려하여 벽체의 크기를 결정하였다.

본 연구에 고려한 기본 실험체 3개의 벽체 두께는 130 mm이며, 벽체 두께의 영향을 평가하기 위해 200 mm 두께의 실험체 1개를 추가하였다. 실험체에 반영된 철근비는 앞에 나타낸 것과 같이 가동원전 벽체의 설계 결과를 반영하였으며, 철근 간격은 가동원전의 대표 배근 간격을 적용하였다. 또한 가동원전에 신규로 설치되는 관통부의 직경을 조사분석 후 개구율을 설정하였다. 결과적으로 실험체에 설치되는 관통부의 직경은 200 mm이고, 철근은 방향별 2개씩 내외측 면에 총 4개가 절단되도록 설계되었다. 그리고 관통부 사이의 이격거리 영향 등을 분석하기 위하여 3개의 관통부가 일렬 배치된 시험체를 제작하였다. 실험체의 주요 특성은 Table 1에 정리하였다. GT0T 실험체는 전단벽의 벽 두께가 200 mm인 무관통 전단벽으로 관통된 실험체 GT1T와의 거동 비교를 위하여 설계되었으나, 본 연구에서는 실험은 수행하지 않고 해석적 검토만 수행하였다. 신규 관통부가 신규로 설치된 가동원전 실물 크기의 벽체에 대해서는 해석으로 분석하여 실험결과와의 연계성을 확인하였다.

전단벽과 강체 슬래브로 구성되어 격막(diaphragm) 거동하도록 설계된 원전 구조물의 특성을 고려하여 실험체의 상하부 슬래브는 강체로 거동하도록 설계하였으며, 전단벽의 복부(web)과 플랜지(flange)는 사전 해석을 통해 시험실 장비의 수평방향 가력 능력을 고려하여 벽체의 두께를 결정한 후 원전 구조물의 전단벽 대표단면의 철근비를 반영하였다. 실험체의 형상과 크기는 Fig. 3과 같으며, 철근 배근 상세는 Fig. 4와 같다.

가력은 1방향 단조하중으로 이루어졌으며, 실험체가 극한상태에 도달할 때까지 변위제어 방식으로 하중을 재하하였다. Fig. 5에 나타낸 것과 같이, 기초부의 밀림으로 인한 변위의 왜곡을 방지하기 위하여 강체 슬래브에는 설치된 32개의 구멍에 프리텐션(pre-tension) 앵커를 설치하고 수평방향 밀림 방지용 장치를 추가로 설치하여 수평 가력 동안 발생할 수 있는 기초 슬래브의 밀림과 들림이 방지되도록 하였다. 설계에 반영된 실험체별 휨강도, 전단강도, 가력하중 및 예상되는 파괴모드는 Table 2와 같다.

Fig. 3. Section View of Specimens

Fig. 4. Reinforcing Bar Arrangement of Specimens

Fig. 5. Anchoring Method of Specimen Bottom Slab Using Pre-tension Anchors

3.2 측정항목 및 위치

실험체의 수평변위를 계측하기 위하여 Fig. 6에 나타낸 것과 같이 상부 슬래브의 중앙에 수평 변위계(LVDT) L1을 설치하였으며, 가력 동안에 고정단 경계조건이 되어야 하는 기초 슬래브의 밀림과 들림의 모니터링을 위해 변위계측기 L2와 L3를 설치하였다. 변위계 설치는 모든 실험체에 대해 공통적으로 적용되었다. 관통부 신설과 철근 절단으로 인한 영향범위를 실험을 통해 파악하기 위하여 각 실험체에는 철근 변형률 게이지와 콘크리트 변형률 게이지를 각각 52개와 28개 설치하였다. 게이지의 위치는 관통부 여부에 따른 영향을 상호 비교하기 위하여 Figs. 7~9에 나타낸 것과 같이 동일 위치에 설치하였다.

Fig. 6. Installation Location of LVDT

Fig. 7. Installation Locations of Strain Gauges for Specimen GT0

Fig. 8. Installation Locations of Strain Gauges for Specimen GT1 and GT1T

Fig. 9. Installation Locations of Strain Gauges for Specimen GT3

3.3 실험체 제작

실험체의 크기로 인해 실외에서 실험체를 제작하여 실험실로 운반하였으며, 관통부 설치에 따른 철근 절단은 Fig. 10에 나타낸 것과 같이 설계 및 배근에 반영하였다. 그리고 콘크리트 압축강도시험을 위한 공시체를 실험체별로 제작하여 동일 환경에서 양생한 후 28일 강도를 측정하였다. 또한 수평가력을 위하여 가력 위치에 하중재하 철판을 매설하였다.

Fig. 10. Manufacturing Process of Specimens

3.4 재료특성 시험

실험체에 적용되는 콘크리트의 설계강도 35 MPa를 고려하여 배합강도를 40 MPa로 설계하였으며, 콘크리트 압축강도 측정용 표준공시체를 제작하여 거푸집 탈형 시점, 28일 설계 재령일, 실험체 운반 시점 및 가력 전에 각각 3개의 공시체에 대해 KS F 2405에 따라 압축강도실험을 실시하였으며, 그 결과를 Table 3에 정리하였다. 또한, 실험체에 배근된 SD400 강도의 철근에 대해 각 직경별 공칭강도를 측정하기 위하여 KS B 0802에 따라 인장강도시험을 실시하였으며, 그 결과를 Table 4에 수록하였다. 이 시험결과들은 실험체의 검증과 실험결과의 분석을 위한 해석에 활용하였다.

3.5 정적 단조 가력시험

수평방향으로 정적 단조 가력을 위해 3,000 kN 용량의 액츄에이터(actuator)를 Fig. 11과 같이 수평방향으로 설치하여 변위제어 실험을 수행하면서 1개/sec의 데이터를 취득하였다. 본 실험 전에 실험체의 안정을 위해서 0~30 kN 하중을 2회 가력 및 제거하는 방법으로 안정성을 확인하였다. 본 실험은 균열하중과 최대하중의 두 단계로 구분하여 수평방향으로 가력하였으며, 하중증가 없이 변위의 증가만 나타날 때 실험을 종료했다. 하중 재하 단계 및 변위제어 실험 관련 상세사항은 Table 5와 같다.

Fig. 11. Static Test View

4.1 유한요소 해석모델

실험결과와의 비교분석을 위하여 실험체별 유한요소 해석모델을 작성하고, 비선형해석을 수행하였다. ^ABAQUS(2021)를 활용하여 콘크리트는 8절점의 고체요소로 구성하고, 철근은 2절점 트러스요소로 구성한 후 콘크리트 모델에 매입하였다. 전단벽 복부에 설치된 관통부 주변의 응력과 변형률 분포를 분석하는 것이 목적이므로 관통부 주변의 콘크리트 요소의 크기를 세분화하였으며, 그 결과로 나타나는 많은 연산시간을 줄이기 위하여 실험체를 대칭 모델로 구성하였다(Figs. 12 and 13).

콘크리트 재료모델은 concrete damaged plasticity 모델을 활용하였으며, ^{Hognestad(1951)}의 응력-변형률 관계로 콘크리트의 압축거동을 정의하였다. 이 모델은 압축강도의 30 %까지 탄성 거동하고, 최대 압축강도 전후의 거동은 Eqs. (2) and (3)에 따른다. 여기서, 변형률 $\varepsilon_{0}$과 $\varepsilon_{cu}$는 각각 0.002와 0.003으로 적용하였다. 또한, 콘크리트의 인장강도는 ^{JEAG 4601(JEA, 2005)}에 제시된 $0.31\sqrt{F_{c}}$를 적용하였으며, 이것은 압축강도의 5 % 수준이다. 철근은 항복강도 이후 완전 탄소성 거동하는 것으로 가정하였다.

Fig. 12. Finite Element Model of Concrete

Fig. 13. Finite Element Model of Steel

4.2 하중-변위 관계 분석

Fig. 14는 실험체에 대한 실험 및 해석결과로 나타난 하중-변위 관계이며, Table 6은 실험체별 균열, 수평방향 철근 항복 및 최대내력을 정리한 것이다. 해석을 통한 하중-변위 관계는 5 % 내에서 일치하였으나, 하중 단계별 비교 결과는 차이를 나타냈다. GT1 실험체는 GT0 실험체에 비해 최대내력이 실험결과와 해석결과에서 각각 20 %와 12 % 수준으로 감소하였고, GT3 실험체는 GT0 실험체에 비해 최대내력이 실험결과와 해석결과에서 각각 35 %와 19 % 수준으로 감소하였다. 이런 강도의 저하는 철근이 절단된 관통부로 인한 개구율 증가가 주요 원인이다. 따라서 구조부재 또는 구조물의 건전성을 확보하기 위해서는 강성의 저하율을 고려한 개구율의 제한이 필요할 것으로 판단된다. 다만, 이것은 주철근이 절단되고 보강이 안 되는 경우를 위한 제한사항으로 국한되어야 한다.

Fig. 14. Load-displacement Relationship

4.3 관통부 주변 응력 및 변형률 분포특성 분석

해석 및 실험을 통해 철근 항복단계에서 관통부 주변의 콘크리트 및 철근의 하중-변형률 관계를 분석하고, 미관통 실험체 재료의 응력 및 변형률 분포와 관통부 주변 재료의 응력 및 변형률 분포의 비교분석을 통해 유효폭을 도출하였다. 응력 및 변형률 분포는 Fig. 15에 나타낸 것과 같이 방향별(0도, 90도, 180도, 270도)로 비교하였다. 0도와 180도 각도에서는 단면의 직각으로 배근된 수직철근의 응력 및 변형률 분포를 비교하였고, 90도와 270도 각도에서는 단면에 직각으로 배근된 수평철근의 응력 및 변형률 분포를 비교하였다.

Fig. 16은 GT0 실험체와 GT1 실험체의 방향별로 철근의 응력과 변형률을 비교한 것이며, 철근의 항복단계는 GT1의 수평 주철근의 항복하중인 1,210 kN을 기준으로 하였다. 그리고 그 결과를 유효폭으로 정의하여 Table 7에 정리하였다. 평가결과, 0도 방향에서 실험결과와 해석결과에서 공통적으로 최소 영향범위가 나타났다.

Fig. 17은 벽체의 두께가 130 mm GT0와 GT1 실험체와 벽체 두께가 200 mm인 GT1T 실험체에 대해 철근 응력과 변형률을 비교하여 나타낸 것이다. 이 비교는 동일한 관통부 크기에 대해 벽체의 두께가 증가하는 경우 유효폭에 미치는 영향을 평가하기 위한 분석 목적이며, Table 8에 나타낸 것과 같이 두께 증가에 따라 유효폭도 증가하는 것으로 나타났다. 다만, GT1T 실험체에서는 최대하중 단계에서 철근의 항복이 계측되지 않았으므로 최대하중을 기준으로 정리하였다. GT1T 실험체의 철근에서 측정된 최대 변형률은 0.003으로 항복 변형률 0.0035보다 작은 수준이며, 이때 최대 가력 하중은 2,117.9 kN이다.

130 mm 벽체에 관통부가 3개 설치된 실험체 GT3와 미관통 실험체 GT0의 실험 및 해석결과를 비교 분석하였다. 이것은 다수의 관통부가 설치되고 각 관통부에서 철근이 절단되는 경우에 관통부 주변 철근의 응력 및 변형률 분포를 분석하기 위한 목적이다. 실험체 GT3의 3개 관통부 중에서 중앙 관통부 주변 철근의 응력 및 변형률 분포를 Fig. 18에 방향별로 무관통 실험체의 결과와 비교하여 나타냈다. 단, 중앙 관통부의 270도 방향의 단면에는 철근 1개만 존재하기 때문에 분석에 의미가 없으므로 분석에서 제외하였다. 분석결과에 따르면 다수의 관통부가 설치되는 경우 개구율의 큰 증가에 따라 부재의 강성저감이 뚜렷하게 나타났고, Table 9에 정리한 것과 같이 영향범위는 실험체 전반에서 나타난 것으로 분석되었다. 실험체의 단면에서 철근이 항복에 도달한 시점에서 관통부 사이의 철근은 항복 변형률에 도달하지 않았으며, 관통부 사이의 간격은 280 mm로 관통부 직경(D) 및 두께(T)의 각각 1.4배와 2.15배이고 철근은 내외측 각각 2개 배근되었다.

Fig. 15. Comparisons of Stress and Strain Distribution Near Penetration

Fig. 16. Strain & Stress Distributions of Vertical Rebar Around Opening (GT0 vs. GT1)

Fig. 17. Stress & Strain Distribution of Rebar Around Openning (GT0 vs. GT1 vs. GT1T)

Fig. 18. Stress & Strain Distribution of Rebar Around Openning (GT0 vs. GT3)

4.4 관통부 주변 유효폭 평가

기존 구조물 벽체에 관통부 설치를 위한 코어링(coring) 과정에서 주철근 절단으로 유발되는 응력 및 변형률이 관통부 주변의 철근으로 전이되는 것을 실험 및 해석적 연구를 통해 명확하게 파악할 수 있다. 본 연구의 분석에 따르면 관통부에서 주철근이 절단되는 경우 영향범위는 관통부 연단으로부터 최소 2배의 벽체 두께로 나타났으며, 관통부 직경의 1.3배로 나타났다. 또한 벽체 두께가 증가함에 따라 유효폭이 증가되는 것으로 나타났다. 실험 및 해석은 단조하중에 대해 수행한 것이기 때문에 지진에 의한 복원력 거동특성을 고려할 경우 관통부 설치 및 철근 절단에 의한 영향범위는 관통부 직경과 양방향의 최소 유효폭(Fig. 2 참조)으로 설정할 필요가 있다.