1. 서 론

원전 구조물(Nuclear Power Plant)은 냉각수의 사용을 위해 해안가에 위치하게 되며, 다양한 부대시설을 위하여 각각의 설계강도 그룹을 가지고 있다. 또한 방사선 물질의 차폐를 위해 반응로 콘테이너의 벽체는 1,500mm 이상의 큰 단면을 가지고 있으므로, 수화열 및 건조수축 저감을 위한 혼화재료 사용을 기본으로 한다^{(ACI, 1996; Matsumura et al., 2008; Pomaro et al., 2016)}.

원전 구조물의 경우도 구조적인 안전성 뿐 아니라, 목표 내구수명 동안 성능을 유지하기 위해 내구성 설계를 수행하며^{(Pomaro et al., 2016; Bruck et al., 2019; Field et al., 2015)}, 주요 5개의 열화기구(염해, 탄산화, 황산염 침해, 알칼리 골재반응, 동결융해)등에 대한 내구성 설계를 수행하고 있다. 본 연구에서 실험한 시편은 UAE 지역에 설치될 구조물의 콘크리트 배합을 가진 시편으로, 해안가의 높은 염화물 이온과 상대습도, 그리고 일부 지반에서는 높은 황산염 농도로 인한 열화 현상을 고려할 수 있으므로, 염화물 이온과 황산염 이온을 열화인자(major deteriorating agent)로 정의할 수 있다.

콘크리트 내부의 철근은 일반적으로 강알칼리로 보호되어 불활성상태, 즉 철근이 부식으로부터 보호되는 상태를 가지고 있다. 그러나 외부의 염화물 이온의 침투로 인해 활성상태(부식)가 발생할 수 있으며, 구조물 특성상 발생될 수 있는 재료적 균열(건조수축 및 수화열)에서는 염화물 침투가 크게 발생할 수 있다^{(Broomfield, 1997; Jung et al., 2018)}. 또한 염해에 노출된 RC (Reinforced Concrete) 구조물에서의 철근부식 위험성 증가는 온도에 따른 염화물 이온의 확산성 증가와 철근 활성상태의 가속화로 설명할 수 있다.

염화물 이온의 확산은 온도가 증가함에 따라 활성화에너지를 가진 로그함수로 구현되는데, 이는 Arrhenius Law에 기반하는 것으로 알려져 있다. 이러한 온도의존형 염화물 확산성은 배합조건, 온도상승범위, 사용 바인더 조건 등에 따라 변하는 것으로 알려져 있다. 또한 시험방법(촉진, 장기노출)에 대해서도 활성화 에너지의 차이가 발생한다^{(Thomas and Bentz, 2002; So et al., 2014; Yang and Kwon, 2023)}. 철근의 부식 활성 상태 역시 온도가 증가함에 따라 활성 상태가 증가하며, 이러한 경향은 PSC와 같이 인장응력을 받는 경우 더욱 크게 나타나고 있다^{(Lee et al., 2022; Li et al., 2011; Popova, 2007)}.

최근 들어 해외 원전구조물 수출이 증가하고 있는데, 특히 중동 지역의 경우 매스콘크리트 시공 시 발생할 수 있는 재료적 균열 가능성이 크게 된다^{(KDI, 2010)}. 이는 높은 일교차, 일 최고 온도의 증가 등으로 인해 시공시 수화열 및 건조수축에 대한 균열 발생 위험이 크고, 이를 통해 해안가로부터 염화물 유입이 증가할 수 있기 때문이다.

본 연구에서는 UAE에 시공되는 원전구조물의 사용재료를 입수하여 배합조건에 따른 강도특성을 평가하였다. 또한 온도에 따라 변화하는 염화물 확산계수를 도출하여, 염화물 이온의 활성화 에너지를 평가하였으며, 기존에 평가된 실험값들과 비교하였다. 온도범위는 20℃ ∼ 50℃범위에서 실험을 수행하였으며, 5,000psi(35MPa) 배합을 기준으로 역학적, 내구적 시험을 수행하였다. 도출된 염화물 이온의 활성화 에너지는 온도의존성 확산계수를 고려하여 염화물 거동 평가 및 내구수명 평가에 직접적으로 사용될 수 있다.

2. 대상 노출환경 분석

대상 지역인 UAE는 높은 연평균 온도와 황이온이 상대적으로 많은 대기 조건을 가지고 있다. 예전에 바닷가 지역이 매립되면서 염화물 및 황산염 이온 농도가 높은 지역이 해안가에 있다고 보고된다^{(Yang and Kwon, 2023; Weatherspark, 2022)}. 토양의 경우, 기본적으로 사질토양이지만, 다양한 칼슘계 염류가 포함되어 있으며, 점토와 유기물 함량이 낮다. 또한 모래(2000-50 ㎛), 미사(50-2 ㎛) 및 점토(2 ㎛ 미만)의 세 가지 토양 입자 그룹의 크기 분포에 따라 분류되며, 철분계 및 탄산칼슘이 풍부한 토양성분이 존재한다.

염화물 이온의 확산에 대해서는 온도와 습도 조건의 가장 지배적이며, 이는 양생과정에도 큰 영향을 미친다. 여름의 경우(약 5월 중순 ∼ 9월 말)의 평균 온도는 38℃ 이상이며 30℃ ∼ 41℃의 범위를 가지고 있다. 또한 겨울의 경우, 온도는 27℃, 14℃ ∼ 24℃의 범위를 가지고 있다. Fig. 1에서는 대상지역의 온도 및 습도 범위를 나타내고 있다.

Fig. 1 Average temperature in UAE

3. 온도의존성 염화물 확산 평가를 위한 실험 프로그램

3.2 역학적 특성 및 확산계수 실험 방법

3.2.1 역학적 성능 평가

본 연구에서는 KS F 2405에 따라 재령 28일 및 91일 강도를 평가하였으며, 동일재령에서의 탄성계수를 평가하였다. 배합후 재령 1일에 탈형하였으며, 실험실 내에서 기건양생을 수행하였다. Fig. 2에서는 강도 실험 및 탄성계수 실험사진을 나타내었다.

Fig. 2 Photos for physical performance tests

3.2.2 온도의존형 염화물 확산계수 평가

염화물확산 시험은 NT BUILD 492를 준용하여 시험하였으며, 온도 조절형 챔버에 실험장치를 존치하여 실험하였다. 기존의 연구에서는 물로 미리 pre-heating 하여 실험시간을 줄일 수 있었으므로, 이 방법을 고려하여 동일하게 실험을 수행하였다^{(Yang et al., 2023)}. 각 셀에 온도가 증가된 매질을 넣어서 실험할 경우, 시편과의 온도차가 발생할 수 있으며 온도를 높여서 식힌 뒤에 실험할 경우, 이미 매질이 콘크리트 흡수되게 된다. 예비실험에서는 40℃ 항온항습조에서 20℃ 매질이 40℃까지 증가하는 시간은 800 분이 소요되었으며, 35℃ 매질이 40℃까지 증가하는 데는 500 분이 소요되었다. 이러한 정보를 이용하여, 목표온도 대비 –5℃로 매질온도를 맞추고 목표온도에 이르는 시간을 기다린 뒤, 온도에 따른 확산실험을 수행하였다.

온도 의존형 확산성 실험에서는 재령의 영향을 많이 받는데, 온도의 증가에 따라 혼화재료(고로슬래그미분말, 실리카 퓸)를 혼입한 콘크리트에서는 수화반응이 초기재령에서 크게 증가하여 온도에 따른 확산 거동을 명확하게 알 수 없기 때문이다. 이를 위해 91일 재령 시편에 대하여 온도 의존형 확산실험을 수행하였다. 온도의존형 염화물 확산계수 실험장비 및 관련 사진을 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3 Photos for temperature-dependent diffusion test

4. 강도 및 확산성 실험결과 분석

4.1 강도특성 변화

재령의 증가에 따라 강도와 탄성계수는 증가하였으며, 평가결과를 Fig. 4에 정리하였다. 또한 Fig. 5 에서는 재령에 따른 응력-변형률 곡선을 나타내었다. 재령 1일후 기건 양생을 수행하여 28일 강도는 37.3MPa, 91일 강도는 44.5MPa를 나타내었다. 최대 강도에서의 변형률은 0.0026으로 재령에 따른 파괴 거동은 큰 차이가 없었다. 또한 재령의 증가에 따라 강도는 11.9%가 탄성계수는 13.3%가 증가하였다.

Fig. 4 Measured physical properties at each ages

Fig. 5 Stress-strain curve at different ages

4.2 온도에 따른 확산특성 변화

28일 재령에 대해서는 20℃에 대한 확산시험을 수행하였으며, 91일 재령에 대해서는 20℃에서 10℃씩 증가시면서 최대 50℃까지 실험을 수행하였다.

91일 장기 장기재령을 선정한 이유는 전술한대로 혼화재료를 사용한 콘크리트에서 온도가 증가할 경우, 염화물 이온 확산성의 증가뿐 아니라, 실리카 퓸의 포졸란 반응, 시멘트의 수화반응, 고로슬래그 미분말의 잠재수경성 반응이 동시에 진행되어 온도증감에 따른 경향을 명확히 알 수 없기 때문이다. Table 3에서는 실험결과를 나타내었으며, 이를 Fig. 6에 도시하였다.

온도에 따라 확산계수는 증가하였으며, 재령이 28일에서 91일로 증가함에 따라 확산계수는 85.6% 수준으로 감소하였다. 보통 6개월 정도 경과시 큰 확산계수의 감소가 평가되며, 실리카퓸

Table 3 Testing temperature and curing days

Diffusion coefficient (×10-12 m2/sec)
Curing ages	28 day	91 day
Testing temperature	20℃	20℃	30℃	40℃	50℃
Mean /COV	1.46/ 3.63%	1.25/ 4.19%	1.76/ 9.53%	2.76/ 12.13%	3.84/ 34.95%

혼입과 낮은 물-결합재비로 인해 28일 재령 확산계수(초기값)가 낮으므로 큰 확산성의 감소는 보이지 않았다^{(Jang et al., 2017; Yoon et al., 2019)}.

Fig. 6 Changes in diffusion coefficient with temeprature

흥미로운 점은 온도가 증가할수록 확산계수의 변동성이 크게 증가하였는데, 이는 일부 온도증가에 따른 고정화염의 해리가 불안정한 것으로 추측되며, 이에 대한 연구는 추가 시험을 수행하여 평가할 필요가 있다. 온도 증가에 따른 변동계수의 증가는 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 7 Increasing COV with raising temperature

4.3 활성화 에너지의 도출

염화물 확산에 따라 활성화에너지(Activation energy) 도출은 염화물 확산거동에 매우 중요하다. 몇가지 염화물 확산에 따른 지배방정식이 있으나, 염화물 확산의 온도 의존성은 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다^{(So et al, 2014; Yang et al., 2023)}.

(1)

$D=A\exp(\dfrac{E_{a}}{RT})$

여기서 $D$는 염화물 확산 계수를, $A$는 실험상수, $E_{a}$는 활성화 에너지, $R$은 기체 상수, $T$는 절대온도를 나타낸다.

임의 온도 $T_{1}$ 과 $T_{2}$에서 확산계수가 각각 $D_{1}$과 $D_{2}$라고 할 때, 로그함수를 이용하여 식 (1)은 식 (2)와 같이 변환할 수 있다. 또한 $E_{a}$를 도출하기 위해 식을 정리하면 식 (3)과 같이 나타낼 수 있다.

(2)

$\ln\dfrac{D_{1}}{D_{2}}=-E_{a}\dfrac{(1/T_{1}-1/T_{2})}{R}$

(3)

$E_{a}=-R\dfrac{(\ln D_{1}-\ln D_{2})}{(1/T_{1}-1/T_{2})}=-2.303R\dfrac{(\log D_{1}-\log D_{2})}{(1/T_{1}-1/T_{2})}$

여기서, $E_{a}$는 KJ/mol의 단위를, $R$은 8.314J/mol·K의 단위를 단위로 통일한다. 또한 도출된 $E_{a}$는 식 (4)와 같이 겉보기 염화물 확산계수의 온도의존성 식으로 표현되고 식 (5)와 같이 염화물 거동을 평가하게 된다.

(4)

$D(T)=D_{ref}·\exp[\dfrac{E_{a}}{R}·(\dfrac{1}{T_{ref}}-\dfrac{1}{T})]$

(5)

$C(x,\: t)=C_{0}(1-erf\dfrac{x}{2\sqrt{D(T)(t_{ref}/t)^{m}}})$

여기서, $C(x,\: t)$는 시간 $t$와 거리 $x$에서의 염화물량, $C_{0}$는 겉보기확산계수, $t_{ref}$는 기준시간, $m$은 시간에 따른 확산저감계수를 나타낸다.

기존의 연구에서는 활성화 에너지가 30.0 ∼ 50.0kJ/mol 수준으로 보고되고 있으며, 콘크리트보다 페이스트 및 모르타르에서 증가한다고 보고되고 있다^{(CEB-FIP, 2006; Yuan et al., 2008; Dhir et al., 1993; Juli-Betancourt and Hooton, 2004; Page et al., 1981)}. 또한 현재 많이 사용하고 있는 LIFE365 프로그램 및 fib 모델에서는 혼화재의 영향을 고려하지 않고 각각 35KJ/mol 및 40KJ/mol 채택하고 있다^{(Thomas and Bentz, 2002; CEB-FIP, 2006)}. 전술한대로 사용 콘크리트를 대상으로 온도의존형 염화물 확산계수를 도출하는 것은 중요하며, 노출환경을 고려하여 합리적인 내구수명 평가에 사용될 수 있다.

식 (3)과 같이 온도에 따른 로그함수를 도시하면 Fig. 8과 같이 나타낼 수 있으며, 10℃ 간격의 기울기 평균값은 17.6kJ/mol 수준으로 평가되었다. 기존의 연구에서는 80℃ 이상의 온도에서도 수행한 결과가 있으나^{(So et al, 2014)}, 이 경우는 시멘트 조직의 파괴와 흡착된 염화물의 해리가 크게 발생할 수 있으므로, 본 연구에서는 50℃ 수준을 최대 실험농도로 설정하였다.

Fig. 8 Process of activation energy evaluation

또한 Fig. 9에서는 실험방식에 따른 활성화 에너지 분포를 기존의 연구와 비교하였다^{(Thomas and Bentz, 2002; Yang et al., 2023; CEB-FIP, 2006; Yuan et al., 2008; Dhir et al., 1993; Juli-Betancourt and Hooton, 2004)}.

Fig. 9 Comparison of activation energy with previous studies

기존의 연구에서는 물-결합재비가 낮은 경우 약간 활성화에너지가 크게 평가되는 경향이 있었으며 촉진(migration)실험을 하는 경우, 확산실험을 하는 경우보다 낮게 평가되었다. 촉진(migration) 실험의 경우, 온도의 영향보다 전기장에서의 염화물 이동이 주된 거동이 되므로 온도의존성이 낮게 평가된 것으로 판단된다. 또한 일부 바인더(플라이애쉬)를 혼입하는 경우 낮은 실험결과가 도출되는 경향이 있다. 시멘트 페이스트 또는 모르타르와 콘크리트를 대상으로 한 실험결과에서 큰 차이가 나는 것은 굵은 골재 영향으로 활성화에너지가 낮게 평가되기 때문이다^{(Yang et al., 2023)}. 실험방법(diffusion, migration)과 시멘트 종류, 골재사용량에 대한 특성을 고려하여 배합에 따른 활성화에너지의 도출도 장기적인 염화물 거동 평가를 위해서는 중요한 일이다.

5. 결 론

본 연구에서는 UAE 원전에서 사용되는 재료를 입수하여 콘크리트를 제조하였다. 또한 강도 및 염화물 확산계수를 평가하고 이 결과를 회귀분석하여 활성화에너지를 도출하였다. 본 연구에서 도출된 결론은 다음과 같다.

1) 문헌분석 결과 대상 지역의 주된 열화환경은 염해와 황산염 침해라고 판단되며, 매스콘크리트 구조물이므로 균열 발생을 줄이기 위한 시공이 매우 중요함을 알 수 있다.

2) 재령 28일에 비하여 91일에 측정된 염화물 확산계수는 85.6% 수준으로 감소하였는데, 이는 슬래그와 실리카 퓸을 혼입하여 초기재령에서 확산계수가 1.46×10-12m²/sec로 매우 낮게 평가되었기 때문이다. 보통 6개월 이후 확산계수는 크게 감소되므로 장기 재령에서 확산성을 평가할 필요가 있다.

3) Arrhenius Law를 이용하여, 염화물 이온의 활성화에너지를 도출하여 기존의 문헌과 비교하였다. 낮은 물-결합재비 및 촉진(migration)실험을 수행하여 비교적 낮은 수준인 17.6KJ/mol의 활성화에너지가 평가되었다. 또한 온도가 증가하면서 실험값의 편차가 크게 발생하였는데, 이는 고정화 및 흡착된 염화물이 온도에 따라 불안전하게 해리되기 때문으로 판단된다. 도출된 활성화에너지는 온도의존성 확산계수 형태로 대상 지역의 염화물 거동 평가 및 내구수명 평가에 사용될 수 있다.