이춘민
(Choon-Min Lee)
1
윤의식
(Eui-Sik Yoon)
2
김성수
(Seung-Soo Kim)
3*
© The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. All rights reserved.
키워드
시간의존계수, 염화물이온확산계수, 재령계수, 수명예측
Key words
Time-Dependent Diffusion, Chloride Diffusion Coefficient, Aging Exponent, Prediction Service Life
1. 서 론
최근 콘크리트 구조물의 해양환경 신축이 증가하고 있으며 대부분의 구조물은 사회기반시설물로 공용년수를 고려하여 내구성 향상을 위한 공법을 다양하게 적용하고
있는 실정이 다. 하지만 이러한 구조물은 해안환경이라는 특수한 환경으 로 인한 내구성능 저하가 예상된다.(Sharouri et al., 2017; Choinska et al., 2007; Wang et al., 2016) 특히 전력사용의 증 가에 따라 건설된 원자력발전소 콘크리트 구조물은 발전소 특성상 냉각수가 필요로 하기 때문에 호수 또는 해안가에 인 접한 구조물이
대부분을 차지하고 있다.
해안환경의 콘크리트 구조물은 염화물에 노출되고, 염화물 이온은 Fick's 제 2 확산법칙에 의해 콘크리트 내로 확산되며, 확산 특성은 노출기간에
따라 감소하게 된다.(Collepardi et al., 1972; Takewaka et al., 1988; Mangat and Molloy, 1994) 해 수를 취수하여 냉각수로 사용하는 원전 구조물은 해수에 직 접 접하는 구조물이 있어 이에 대한 내구성 확보를 위하여 설 계단계에서부터 다양한
수명 예측과 함께 고품질의 재료를 사용하여 시공하고 있는 실정이다. 콘크리트 구조물의 내구 성 설계에 있어 설계자들은 대부분 재료의 물리적 특성에
주 의를 기울여 왔지만 현재에 이르러서는 구조물의 수명예측 등의 여러 가지 이유 때문에 재료의 내구특성에 관한 연구의 필요성이 커지고 있다.
하지만 이러한 노력에도 원자력발전소 콘크리트의 내구성 에 대한 역학조사 결과 OPC만을 사용한 최초의 원자력발전 소 구조물은 해안환경에서 40년간
상업운전을 종료한 구조물 이다. 설계기법에 따라 콘크리트표준시방서(이하, KCI) 및 ACI에서 제안된 경험식의 확산계수와 재령계수를 적용하여 염해에
대한 내구수명을 예측한 결과 7년으로 산정되어 현실 적으로 차이가 있음을 확인하였다.
한편, KCI, ACI 및 FIB는 염화물이온확산계수 및 재령계수 에 대한 연구를 기반으로 그 모델식을 제시하고 있다.(MLIT, 2009; ACI 365.1R, 2000; CEB-FIP, 2006) 그러나 각 코드 기반 의 시간의존계수는 재료적 측면, 사용환경에 따라 제시된 계수 는 상이하고, 콘크리트를 과소평가 하여 설계 시에 콘크리트 피복두께의
증가, 결합재량 증가 등의 과다 설계로 이어질 수 있으므로 이를 보완할 연구가 필요한 실정이다.
따라서 본 연구는 플라이애시를 사용한 원자력발전소 콘크 리트 구조물의 안전관련 콘크리트 구조물의 역학적 특성과 해양 콘크리트 내구성 중 가장 큰 요인인
염해로 인한 염화물 이온확산계수와 재령계수를 산출하고자 3년 동안의 실증시 험을 수행 하였고, 이를 통해 원전 콘크리트 구조물의 현실적 이고 신뢰도
기반의 실측 재령계수를 도출 하고자 하였다.
2. 원전의 설계요건
원자력발전소는 심층방어(Defense in Depth) 개념으로 물 리적 다중방벽과 다단계 방호로 이루어져 있으며(Kim, 2012) 그 중 최종방벽의 역할을 하는 콘크리트 구조물의 안전성은 매 우 중요하다 할 수 있다. 1970년대 고리원자력발전소 이래로 국내의 원전은 현재까지
25기가 운영 되고 있고, 5기가 건설 중 이며, 구조물의 구성은 해안지역 내에 위치하는 RCB(Reactor Containment Building),
TGB(Turbine Generator Building), 기 타 보조건물로 이루어져 있으며, 해수에 직접 접하는 구조물 로 ESW(Essential
Service Water), 취·배수 터널로 이루어져 있다. Fig. 1
Fig. 1
Production of Test Specimens
원전의 설계요건은 전력산업기술기준 SN 원자력구조 (Nuclear Safety Related structures)에 설계, 시험 및 검사, 노출 환경에
따라 내구성 요건으로 물-결합재비, 동결융해에 의한 최소 압축강도 및 공기량, 황산염 노출에 의한 물-결합재비, 최소 압축강도, 철근부식방지에 의한
콘크리트 구성재료의 염화물이온 농도, 최소 압축강도 및 최소 피복두께 제한치 등 으로 설계 되어있다.(KEPIC, 2010) Table 1
3. 실험계획 및 방법
3.1 사용재료
시멘트는 포틀랜드 시멘트의 표준 규격 요건을 만족하는 원전용 1종 보통포틀랜드 시멘트를 사용하고(ASTM C150, 2018) 혼화재료로 콘크리트용 Fly-ash 와 Natural pozzolan 요 건을 만족하는 플라이애시를 사용하였으며(ASTM C618, 2019), Table 2에 시멘트 및 플라이애시의 화학성분을 나타내 고 있다. 콘크리트 골재류를 위한 표준규격을 만족하는 골재 를 사용하고(ASTM C33, 2018) 각 시험결과를 Table 3에 나 타내었다. 또한, 화학혼화제는 콘크리트 화학혼화제를 위한 표준 규격에 적합한 것을 사용하였다.(ASTM C494, 2017)
Table 2
Properties of cement and mineral admixtures
3.2 콘크리트 배합강도
현장 콘크리트의 품질은 골재, 시멘트 품질변동, 계량오차, 비비기 작업 등에 의해 공사기간 중 변동 요인을 고려하여 콘 크리트 배합강도는 설계기준강도에
증가계수를 적용하여 정 하며 구조물에 사용되는 배합강도는 Table 4에 나타내었다.
Table 4
Required Average Compressive Strength
3.3 콘크리트 배합설계
콘크리트의 배합설계는 원전 콘크리트 생산시방서(CP-C2) 를 따르고 미국 콘크리트 학회의 콘크리트 구조용, 보통, 중량, 매스 콘크리트 배합절차에
따라 골재원 마다 수행하며(ACI 211.1, 1991; ACI 301, 2010) 기준 W/B 배합에 ± 5 % 배합을 추가로 실시하고 압축강도
시험결과를 회기분석하여 강도에 따른 W/B를 결정한다. 이에 따른 확정배합의 결과를 Table 5 에 나타내었다.
Table 5
Mix Proportions for Each Structures
본 실험에서는 평가 시험체를 원전 구조물의 현장 타설과 유사하게 모사하기 위해 원전 배치플랜트를 이용하여 제작을 수행하였고, 모의부재를 각 배합 타입별
제작 후 코어채취 및 시험체 가공을 실시하였다. 또한 염화물이온확산계수의 시간 의존특성을 검토하기 위하여 90일, 180일, 1년, 2년, 3년의
기 간동안 염화물이온 3% 농도에 노출시켜 각 침지 재령일에 깊 이별 프로파일 분석을 실시하였다.
3.4 평가방법
3.4.1 촉진시험에 의한 염분침투 평가
촉진시험에 의한 염화물이온확산계수(이하, Dacc)는 NT BUILD 492시험을 통하여 평가하였고 50 mm 두께의 시편을 18 ± 2시간동안 포화 Ca(OH)2 용액으로 포화 시킨 후 슬리브 로 체결하여 음극에 10% Nacl 양극에 0.3 M NaOH 용액을 채 운 후 초기 전류 30 V를 가하면 콘크리트
특성에 따라 전류값 이 나오게 되는데 이에 따라 적정한 전류값과 시험시간을 적 용하고 촉진시키어 식 (1), (2)에 따라 촉진 염화물이온확산계 수를 도출하였다.
여기서, Dacc은 비정상상태의 염화물이온확산계수(m2/s), z는 이온전자가, F는 페러데이상수(9.648 × 104 J/(V·mol), U는 적용전압(V), R은 기체상수(8.314 J/(K·mol), T는 온도, L은 시편두께, Xd는 평균 침투 깊이, t는 시험시간, erf-1은 역 오차함수, cd는 염화물 축척으로 인한 변색(0.07 N, OPC), c0는 음극의 염화물 이온 농도(2 N)를 나타낸다.
3.4.2 규정 및 해석에 의한 염분침투 평가
(1) 콘크리트표준시방서에 의한 염분침투 평가
콘크리트표준시방서 해설 II 에서는 염화물이온 확산계수 의 시간의존성을 고려하였으며, 이는 콘크리트의 재령이 증 가하면 콘크리트 미세구조의 변화에
따라 확산계수는 점차 낮아지게 되는 현상을 의미하며 식 (3), (4)와 같이 콘크리트 수화반응에 의해 확산계수가 시간의 경과에 따라 감소하는 것을 기본 가정으로 한다.
여기서, Dp 는 콘크리트의 염화물이온 확산계수의 예측값, DR 은 기준 시간 tR에서의 염화물이온 확산계수를 나타내 고, tc는 확산계수 감소한계(일반적으로 30년), m은 재령계 수(이하, m)를 나타낸다.
(2) ACI Life-365 Service Life Prediction Model
콘크리트의 사용수명 예측을 위하여 제정되었으며, 염해에 대하여 표면염화물이온 농도가 염화물이온 확산계수에 따라 철근 위치에서의 임계염화물이온 농도에
도달하는 시간을 산 정하는 절차는 표준시방서의 방법과 유사하나 표면염화물이 온 농도는 시간과 함께 변화하는 것을 적용하였다. 콘크리트 부재두께의 영향을
감안하고 염화물이온의 확산계수에 따른 피복두께의 영향이 깊이의 제곱에 비례하여 철근 위치에서 임계염화물이온 농도에 도달하는 시간을 산정하고 철근의
부 식으로 인해 콘크리트가 허용균열에 이르는 시간까지를 사용 수명으로 보고 있다. 염해에 의한 사용수명 산출을 위하여 전 산프로그램이 개발되었으며(Life-
365 Service Life Prediction Model) 내구수명 예측에 설치구조물의 외부환경의 온도변화 와 플라이애시, 고로슬래그, 실리카
퓸의 사용량에 따른 내구 수명 증대 효과를 감안하여 산정한다.
여기서, D(t)는 시간에 따른 염화물이온확산계수, Dref는 기준시간 tref에 따른 염화물이온확산계수를 나타내고 t는 재령, m은 재령계수를 나타낸다.
(3) FIB Model Code for Durability Design
콘크리트의 안전도를 확보하기 위하여 제정되었으며, 염해 에 대하여 표면염화물이온 농도가 염화물 확산계수에 따라 철근 위치에서 임계염화물이온 농도에
도달하는 시간을 산정 하는 절차는 표준시방서의 방법과 유사하나 구조물의 기하형 상, 시공에 사용된 재료, 구조물이 처할 환경 등의 요인이 반 영된
저항변수를 입력하여 철근 위치에서의 임계염화물이온 농도 도달 시간을 산정하며, 철근의 부식으로 인해 콘크리트 가 허용균열에 이르는 시간까지를 사용수명으로
보고 있다.
여기서, A(t)는 기준시간 t0에 따른 염화물이온확산계수 를 나타내며 t는 재령, a는 재령계수를 나타낸다.
4. 실험결과 및 분석
4.1 압축강도 평가
콘크리트의 설계기준강도는 구조물의 특성에 따라 재령 91 일에 28, 35, 42 MPa를 확보해야 하며, 콘크리트 압축강도는 ASTM C39 시험방법으로
재령별 압축강도시험을 수행한 결 과를 Table 6에 나타낸 바와 같이 재령 91일에 설계기준강도를 만족하는 것으로 나타났으며, 재령 91일 이후의 압축강도는 재령 365일 까지 지속적으로 소폭 증가하는
것으로 나타났다.
Table 6
Result of Compressive Strength
4.2 촉진시험에 의한 염화물이온 확산계수
촉진시험에 의한 염화물이온확산계수는 재령 28일 및 재령 365일에 수행하였으며 그 결과를 Table 7에 나타내었다. 재령 365일에서는 재령 28일보다 전체적으로 낮아지는 것을 확인 하였으며, 설계강도 차이에 따라서 확산계수가 감소하는 것 을 확인하였다.
화학혼화재료의 종류에 따라른 영향을 4,000, 5,000 Class에서 검토한 결과 고성능감수제를 사용한 콘크리 트의 염소이온확산계수가 작아지는
결과가 나타났으며, 이는 고성능 감수제를 사용으로 인한 유동성 증가에 따른 콘크리 트 다짐효과 상승 및 조직의 치밀함으로 나타난 결과로 판단 된다
Table 7
Result of NT BUILD 492 Test
4.3 강도특성에 따른 촉진염분 침투 특성
콘크리트 압축강도와 Dacc와의 관계를 분석하기 위해 재 령 28일, 365일의 Dacc와 압축강도의 관계를 Fig. 2에 나타내 었다. 모든 배합에서 28일 압축강도와 28일 Dacc와의 관계는 결정계수 0.67로 나타났고, 365일 압축강도와 365일 Dacc의 결정계수는 0.89로 재령이 증가할수록 결정계수는 높아지는 것을 보아 플라이애시를 사용한 콘크리트는 초기재령보다 장 기재령에서 압축강도와 염화물이온확산계수의
높은 상관관 계가 형성되는 것을 알 수 있다.
Fig. 2
Dacc and Compressive Strength with Ages
4.4 장기침지시험에 의한 염화물이온확산계수
장기침지시험에 의한 염화물이온확산계수는(Long-term Immersion Chloride Diffusion Coefficients, 이하 Dlt )콘크리 트 시편에 단면침투를 위하여 한면을 제외한 모든면에 에폭 시 코팅을 수행한 시편을 사용하고 염화물이온 3%에 노출시 킨 각 콘크리트 배합의
시편을 각 침지재령에 표면으로부터 0.5 mm 간격으로 2 mm 씩 미분말화 하였다. 미분말화된 콘크 리트 깊이별 시료를 Automation Titration
장비를 이용하여 AASHTO T260 방법으로 식 (7)과 같이 염화물이온량을 90 일, 180일, 1년, 2년, 3년간의 염화물이온에 노출된 재령일에 염화물 프로파일 분석을 수행하였고 Dlt 결과를 Table 8에 나 타내었다. 이를 분석하면 91일부터 1,095일 까지 4,000 Class 에서는 8.30E-12 ~ 3.69E-12 m2/s이며, 4,000H Class는 6.42E-12 ~ 2.47E-12 m2/s, 5,000 Class는 4.17E-12 ~ 1.45E-12 m2/s, 5,000H Class는 3.89E-12 ~ 1.16E-12 m2/s, 6,000 Class 는 4.22E-12 ~ 0.92E-12 m2/s를 나타내고 있다. 또한 4,000,
Table 8
Chloride Diffusion Coefficients
4,000H Class는 W/B 50% 배합에서 Dlt는 6.42E-12 ~ 2.47E-12 m2/s이고, W/B 40% 배합인 5,000, 5,000H, 5,000T, 6,000 Class에서는 3.89E-12 ~ 0.92E-12 m2/s,로 염화물이온 확산계수 평가 결과를 나타내고 있다.
여기서, Cl-은 미분말화된 콘크리트 중의 염분농도(%), N 은 질산은(AgNO3) 표준용액의 노르말(N) 농도, V는 당량 점에서의 질산은 용액 사용량(ml), W는 미분말 콘크리트 중 량(g)를 나타낸다.
4.5 장기노출에 의한 추정 재령계수(m)
Dlt는 노출기간이 증가함에 따라 지속적으로 감소하고 선 형적인 관계를 나타냄으로 선형회귀분석으로 분석하였고 이 를 통해 m을 추정 하였고, Table
9에 KCI, ACI, FIB의 제안된 m과 본 실험결과를 Fig. 3 ~ Fig. 8에 나타내었다.
Table 9
Comparison Various Code m and This Study
KCI, ACI의 m은 원전의 콘크리트 배합인 F/A 20%를 치환 한 경우 0.36으로 비교적 작은 결과를 나타내고 있는데 이는 다양한 치환율 및
W/B 반영하고 있는 것으로 판단되며, F/A 를 사용한 FIB의 m은 0.6으로 재령계수가 가지는 최대치로 설명하고 있다. 또한 본 연구에서 m은
W/B 50% 기준에서 0.35 ~ 0.39로 평가 되었고, W/B 40% 기준에의 배합에서 0.44 에서 최대치인 0.6으로 평가 되었다.
4.6 염분침투 특성에 의한 내구수명예측
원자력 발전소 콘크리트 구조물의 수명예측을 위하여 원전 의 콘크리트 설계치와 평가된 Dlt , m과 KCI와 ACI에서 제안 된 염화물이온확산계수는 식 (8)을 참조 하여 물-시멘트비 40%를 기준으로 하여 환산하면 7.94 × 10-12 m2/s이며, 플라 이애시 20% 기준의 m은 0.36 이다. 이를 사용하여 콘크리트 중의 염화물이온 확산에 관한 기초방정식인 Fick's 2nd law
식 (9)를 사용한 수명예측 결과를 Table 10에 나타내었다.
Table 10
Estimation Service Life NPPs Structures
여기서, W/B는 물-결합재비, DR은 물-결합재비에 따른 염화물이온확산계수, Cd는 위치 x(cm), 시간 t(년(y), 또는 sec)에서 염화물이온농도의 설계값(kg/m3), Ci는 초기염화물 이온농도, Cs는 표면염화물이온농도, erf는 오차함수,
e
r
f
(
s
)
=
2
π
1
/
2
∫
0
s
e
−
λ
2
d
λ
, Dd는 염화물이온의 유효확산 계수(m2/s)를 나타낸다.
KCI 및 ACI에서 제안된 DR와 m값을 사용하여 안전관련 콘크리트 구조물의 내구수명을 예측한 결과 KCI의 경우 Base 에서 15년, ESW에서 10년, Tunnel의 경우
11년, RCB에서 28 년의 내구수명 예측결과를 나타내었다. 또한 본 연구에서 도 출된 Dlt과 m값을 사용하여 내구수명을 예측한 결과 원전의 모든 안전관련 콘크리트 구조물은 설계수명 60년 이상을 만 족하는 결과를 나타내었다. 이러한 결과는
염화물이온확산계 수와 재령계수의 사용은 제안값 보다 실제 실험을 통하여 평 가하는 것이 실제적인 구조물의 사용수명 예측에 도움이 될 것으로 판단된다.
5. 결 론
원전의 안전관련 콘크리트 구조물의 수명예측을 위한 재령 계수에 대한 연구를 통하여 도출된 결론은 다음과 같다.
-
1) 원전 콘크리트의 압축강도시험을 수행한 결과를 Table 6 에 나타낸 바와 같이 재령 91일에 설계기준강도를 만족 하는 것으로 나타났으며, 재령 91일 이후의 압축강도는 재령 365일 까지 지속적으로 소폭
증가하는 것으로 나타 났다.
-
2) 촉진염화물이온확산계수는 모든 Class의 배합에서 3.73 ∼ 26.0 × 10-12 m2/s으로 평가되었고, 플라이애시 20% 사용한 원전배합은 28일 재령 기준의 Dacc와 365일 재령 기준의 Dacc는 확산계수의 감소는 매우 큰 폭으로 떨어 지는 것을 확인할 수 있었다.
-
3) Dacc와 압축강도의 재령 28일의 관계는 결정계수 0.67 이며, 재령 365일 관계는 0.89로 장기적인 Dacc의 감소 와 압축강도의 증가로 결정계수가 높아지는 것을 알 수 있다.
-
4) m의 실측값을 도출하기 위하여 3년간의 장기침지시험 을 통하여 Dlt를 평가하였고, 이를 통하여 m은 4,000 Class 기준에서 0.35 ~ 0.39로 평가 되었고, 5,000 및 6,000 Class 기준에의
배합에서 0.44에서 최대치인 0.6으 로 평가 되어 KCI 및 ACI의 제안값인 0.36보다 높게 도 출되었다.
-
5) KCI 및 ACI에서 제안된 염화물이온확산계수와 m을 이 용하여 원전의 안전관련 콘크리트 구조물의 수명예측 을 수행한 결과 Base에서 15년, ESW에서
10년, Tunnel 의 경우 11년, RCB에서 28년의 내구수명 예측결과를 나타내었다. 또한 본 연구에서 도출된 Dlt과 실측된 m 값을 사용하여 내구수명을 예측한 결과 원전의 모든 안 전관련 콘크리트 구조물은 설계수명 60년 이상을 만족 하는 결과를 나타내었다.
감사의 글
본 논문은 2015년 한국수력원자력(주)에서 지원을 받아 수 행한 신한울 1,2호기 콘크리트 내구성 평가를 기반으로 수행 된 연구입니다.
References
Shakouri, M., Trejo, D. (2017), A time-variant model of surface chloride build-up
for improved service life predictions, Cem. Concr. Compos. 84, 99–110.
Choinska, M., Khelidj, A., Chatzigeorgiou, G., Pijaudier-Cabot, G. (2007),
Effects and interactions of temperature and stress-level related damage on permeability
of concrete, Cem. Concr. Res. 37 (1) 79–88.
Wang, J., Basheer, P.A.M., Nanukuttan, S.V. (2016), Influence of service loading
and the resulting micro-cracks on chloride resistance of concrete, Constr. Build.
Mater. 108 56–66.
Korea Hydro & Nuclear Power Corporation (2015), Evaluation Shinhanul 1,2 Nuclear
Power Plant Concrete Durability Report, 02.
Collepardi, M., Marcialis, A., Turriziani, R. (1972), Penetration of chloride
ions into cement pastes and concretes, J. Am. Ceram. Soc. 55 (10) 534–535.
Takewaka, K., Mastumoto, S. (1988), Quality and cover thickness of concrete based
on the estimation of chloride penetration in marine environments, ACI Sp. Pub. 109
(17) 381–400.
Mangat, P.S., Molloy, B.T. (1994), Prediction of long term chloride concentration
in concrete, Mater. Struct. 27 (6) 338–346.
Maage, M., Helland, S., Poulsen, E. (1996), Service life prediction of existing
concrete structures exposed to marine environment, ACI Mater. J. 93 602–608.
Ministry of Land Infrastructure and Transport (MLIT) (2009), Concrete Standard Specification
Appendix II Evaluation Concrete Durability, 637-672
ACI Committee 365 (2000), Service Life Prediction State of the Art Report
CEB-FIP (2006), Model Code for Service Life Design, The International Federation
for Structural Concrete (fib), Task Group 5.6, 16-33.
Kim, H. J. (2012), Nuclear Safety and Regulation, 573.
Korea Electric Power Inderstry Code (2010), SN Nuclear Safety Related Structures,
SMB Concrete Containments, 10-12.
ASTM C 150 (2018), Standard Specification for Portland Cement
ASTM C 618 (2019), Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined Natural
Pozzolan for Use in Concrete
ASTM C 33 (2018), Standard Specification for Concrete Aggregates
ASTM C 494 (2017), Standard Specification for Chemical Admixtures for Concrete