3.1. 사용 재료

실험체의 제작에 사용한 콘크리트는 기건양생한 크기 ø100×200 mm 원주공시체의 재령 28일에서의 목표 압축강도 (f_ck)가 30 MPa인 보통중량 콘크리트로서, 그 배합은 Table 1 과 같다. 실험체의 벽체부분에는 연직방향으로 항복강도(f_y) 가 400 MPa인 D10 이형철근을 8개 사용하였는데, 여기서 벽체 와 플랜지 사이는 응력집중을 배제하기 위하여 이 부분에 설치 되는 연직 철근의 단부에는 갈고리를 설치하였다(Photo 1 참조).

Photo 1.

Hook reinforcements in the specimen

시멘트는 보통 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement, OPC, Type 1)를 사용하였고, 잔골재는 강모래를, 그리고 굵은 골재는 최대크기(G_max) 13 mm의 쇄석을 사용하였다. 또한, 타 설 시 작업성을 확보하기 위하여 고성능 AE감수제(super-20) 를 사용하였다.

3.2. 실험체 제작 및 상세

콘크리트의 비빔에 사용된 믹서는 공칭용량 80 L의 강제식 믹서이며, 재료를 굵은골재, 잔골재 및 시멘트의 순으로 투입 하여 1분간 건비빔한 후 물과 고성능 AE감수제를 동시에 투 입하여 3분간 추가로 비벼 실험체를 제작하였다. 모든 실험체 는 재령 1일째에 탈형하였으며, 습윤포(wet burlap/towel)하에 서 28일간 기건양생을 수행한 후 실험을 수행하였다. 습윤포 하에서 기건양생을 실시한 이유는 100°C 이상의 건조기에서 일정시간 동안 무게변화가 일정량 이하가 될 때까지 건조시 킨 후, 실험을 실시할 수도 있으나 건조장비의 용량 등에 문제 가 있기 때문이다.

실험체는 시공이음이 없는 경우와 하반부가 먼저 타설되고 일정기간 양생시킨 후 하반부의 윗면을 치핑작업에 의해 굵 은 골재가 보일 때까지 거칠게 한 후 상반부를 타설하여 시공 이음을 만드는 경우로 나뉘었다.

모든 실험체의 벽체 두께는 50 mm로 제작하였는데 이는 실험시 제어 등과 같은 다양한 문제가 예상되어 실제 발전소 격납건물에서 일반적으로 사용되는 벽체 두께인 1200 mm 보 다는 작은 값을 사용하였다. 실험체의 크기와 각종 부속품의 배치는 Fig. 1에 나타나 있다.

Fig. 1.

Specimen’s size and schematic drawing of various accessories

실험체의 윗면과 아래 면에는 50 mm 두께의 원통형 철판 을 부착하였는데 실험체와 철판 사이에는 완전한 밀봉을 위 하여 O-ring을 설치한 후, 진공 그리스 그리고 실험체와 물시 멘트비가 같은 모르타르를 발랐다. 또한, 철판과 실험체의 연 결을 위하여 볼트를 사용했는데, 이들 사이의 누설 가능성을 배제하기 위해 사이 공간을 실리콘으로 추가 밀봉하였다. 실 험체의 벽체를 통해 누설된 가스가 대기 중으로 빠져나가는 것을 막기 위해 실험체의 측면을 고무판, 밴드 그리고 철판의 순으로 둘러쌌는데 이들 사이의 틈은 진공그리스로 밀봉을 했다.

3.3. 측정방법 및 실험절차

실험시 가스가 주입되는 면에는 압력계를, 가스가 빠져나 가는 쪽에는 유량측정계를 각각 설치하였다. 압력은 실험체 의 안쪽 공간에서 측정하며 시공이음을 통한 누설량은 밖에 설치된 유량측정계에서 측정하도록 하는데, 압력계와 유량측 정계는 용량이 상당히 크고 정밀도가 높은 것을 사용하였다. 투기실험에 사용하는 가스로 탄산가스와 수분이 함유된 가스 를 사용하는 경우, 수산화칼슘의 화합물인 탄산칼슘이 생성 되어 콘크리트 중의 공극이 채워져서 실험결과에 오차가 발 생하기 때문이다. 따라서 이 논문에서는 가스로 화재의 위험 을 줄이고 함유된 수분량을 최소화시키기 위해 고순도의 질 소를 사용하였다. 여기서, Photo 2는 실험체를 가압기에 설치 하고 실험을 수행 중인 광경을 나타낸다.

Photo 2.

Test set-up under loading condition

실험 순서로는 먼저 실험체를 포화상태가 될 때까지 24시 간 물속에 침수시킨 후, 실험결과의 측정을 위한 각종 부품을 설치하고 무재하 상태에서 압력을 가함과 동시에 압력의 저 하 및 누설량을 측정하였다. 다음으로 이 실험체를 기건상태 로 만들기 위해 10일 이상 공기 중에서 충분히 건조시킨 후, 부품의 설치 작업을 마치고 무재하 상태에서부터 압력을 가 하면서 압력저하 및 누설량을 측정하였다.

재하상태의 실험을 위해서는 실험체에 미세균열을 발생시 키기 위하여 실험체 극한압축력의 약 15%인 10 kN의 인장력 을 가한 후, 극한상태까지 단계적으로 압축하중을 증가시키 며 누설량을 측정하였다. 여기서 가해진 압력은 1 kg/cm²이었 는데, 이는 이 압력에서도 유효한 실험결과를 얻는데 문제가 없었기 때문이다.

각 실험체의 압력저하와 누설량의 측정은 압력을 가한 시점과 이로부터 각각 10초, 20초, 30초, 40초, 50초, 1분, 1분 30초, 2분, 3 분, 4분, 5분, 6분, 7분, 8분, 9분 그리고 10분 후에 실시하였다.

4.1. 무재하상태의 경우

하중을 가하지 않는 그리고 시공이음이 없는 경우의 습윤 상태와 기건상태에 대한 실험결과를 Fig. 2에 나타내었다. 이 중 습윤상태에서 압력의 변화와 누설된 유량의 누적량을 Fig. 2(a)와 (b)에, 기건상태는 Fig. 2(c)와 (d)에 나타내었다.

Fig. 2.

Test results of the case having not a construction joint(no loading, 1 kg/cm²=102 kPa)

습윤상태에서는 초기에 기공이 습기로 닫혀 있어 1 kg/cm²에 서는 측정 가능할 정도의 압력저하 및 유량의 누설이 발생하지 않았으나, 2 kg/cm²부터는 이에 대한 자료를 구할 수 있었다. 3 kg/cm²인 경우에도 유사한 경향을 보이지만 특히 4 kg/cm²의 경 우에는 2 kg/cm²일 때 이미 습기의 상당량이 빠져나간 관계로 누설 통로가 더 많이 확보되어 압력저하가 더욱 빨랐으며 누설 된 유량의 누적량도 상당히 큰 값을 나타냈다. 기건상태에 대해 서는 1 kg/cm²일 때부터 이들 값을 구할 수 있었는데, 통로의 막 힘이 없어 습윤상태보다 압력이 빨리 안정화되고 누설된 유량 의 누적량이 더 크게 됨을 Fig. 2의 (c)와 (d)에서 알 수 있다.

Fig. 3의 (a)와 (b)는 하중을 가하지 않는 경우와 시공이음이 있는 실험체의 습윤상태에서의 압력차와 누설된 유량의 누적 량을 나타내고 있는데, Fig. 2의 (a) 및 (b)와 비교해 보면 시공 이음이 없는 경우보다 압력저하가 더 빠르며 누설된 유량의 누적량도 더 큼을 알 수 있다. Fig. 3(a)에서 2 kg/cm²일 때의 값은 시간이 지나도 1 kg/cm² 때의 값 밑으로 떨어지지 않는 데, 이는 Fig. 3(b)에서 알 수 있는 바와 같이 1 kg/cm²일 때 습 기가 많이 빠져나가지 않았음으로 누설에 저항을 받아 초기 상태와 같은 조건을 유지하고 있기 때문인 것으로 판단된다. 3 kg/cm²일 때는 2 kg/cm²에서 습기가 많이 빠져 나갔기 때문에 Fig. 2(a)와 유사한 경향을 나타내고 있다. 또한, Fig. 3의 (c)와 (d)는 기건상태에서의 값들을 나타내고 있는데, 시공이음이 없는 경우와 비교해 보면 습윤상태의 경우보다 압력저하와 누설된 유량의 누적량에 있어서 조금 더 큰 값을 가짐은 사실 이나 습윤상태의 경우보다는 그 차가 적음을 알 수 있다.

Fig. 3.

Test results of the case having a construction joint(no loading, 1 kg/cm²=102 kPa)

따라서, 콘크리트가 습기를 많이 함유하고 있는 경우에는 시공이음을 통한 가스의 누설량에 차이가 많아 습윤 조건에 대한 정량화가 필요하다. 그러나 실험의 어려움과 실제 발전 소 격납건물의 콘크리트 벽체가 항상 대기에 노출되어 있는 점을 고려하면 대부분의 경우를 기건상태로 간주해도 무방하 며, 기건상태에서는 시공이음의 유· 무에 따른 누설량의 차가 크지 않으므로 시공이음의 영향이 적다고 판단된다.

4.2. 기건 및 재하상태의 경우

기건 및 재하상태의 실험은, 원자력발전소에 가상의 사고 가 발생했을 때 콘크리트 벽체에 작용할 수 있는 인장하중 및 인장하중 후에 공시체가 원상태로 복귀하기 위해 발생할 압 축하중 효과를 고려하기 위해 수행되었다. 시공이음 유·무에 따른 누설량을 Fig. 4(a)에 같이 나타내어 비교하였다. Fig. 4(a)에는 시공이음이 없는 경우에 하중을 가해 얻은 실험결과 가 나타나 있는데 파괴시의 하중은 약 900 kN이었다. 하중을 가한 초기 단계에는 누설량의 정도가 시간에 비례하여 증가 하나 몇 분 후부터 이 양의 증가가 조금씩 줄어들어 거의 일정 하게 되었다. 이러한 이유는 상대적으로 큰 공극이나 이미 생 성된 미세균열이 압축하중으로 인하여 닫히거나 압밀되기 때 문인 것으로 판단된다. 그 후, 극한강도의 약 10％ 응력수준부 터는 누설량이 급격히 증가하였다. 이러한 현상은 이때부터 기존의 미세균열이 서로 연결되기 시작하여 더 큰 균열이 생 성되기 때문으로 사료된다.

Fig. 4(a)는 시공이음이 있는 경우에 대한 결과를 나타낸다. 파괴시의 하중은 약 1000 kN이었으며, 시공이음이 없는 경우 와 비교해 보면 시공이음이라는 손상부위의 영향으로 누설이 더 많이 발생되어 시공이음이 없는 경우에서와 같은 수평에 가까운 영역이 없으며 시간이 지남에 따라 누설량이 급격히 증가하고 그 양도 시공이음이 없는 경우보다 많음을 알 수 있 다. 여기서 시공이음 부위를 잘 처리하면 시공이음이 없는 경 우와 비교하여 인장강도 측면에서 큰 손실이 없을 것으로 판 단된다.

Fig. 4.

Test results of loading cases

Fig. 4(b)는 시공이음이 없는 경우의 누설량에 대한 시공이 음이 있는 경우의 누설량의 비를 나타낸다. 이 그림에서 알 수 있듯이 누설량의 비는 초기에 급격히 차이가 증가하다가 약 12분 경과 이후 그 비는 1.7배에서 2.2배 정도로 비교적 일정 한 값으로 수렴하는 것을 알 수 있다.

따라서 재하상태에는 시공이음의 유·무가 가스의 누설량 에 미치는 영향이 크므로 이에 대한 고려가 있어야 한다. 그러 나 이 연구에서 사용된 벽체의 두께인 50 mm의 값으로부터 전체 누설저항에 대한 경향을 평가하기에는 무리가 있지만 ^{Okamoto et al.(1995)}의 연구 내용과 실제 발전소에서 사용되 는 벽체 두께(1200 mm)를 고려한다면, 누설량이 벽체의 두께 에 반비례하므로 가스의 밀봉에 문제가 없을 것으로 판단된 다. 한편, Photo 3은 기건 및 재하상태에 대한 실험 후, 대표 실 험체에서 발생한 균열의 양상을 나타낸다.

Photo 3.

Crack pattern after testing under air dry and loading condition