JOURNAL OF THE KOREAN SOCIETY OF CIVIL ENGINEERS. June 2019. 369-380
https://doi.org/10.12652/Ksce.2019.39.3.0369


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 내부폭발하중

  •   2.1 내부폭발하중 특성

  •   2.2 내부폭발 시나리오 및 폭발하중 선정

  •   2.3 대상구조물 선정

  • 3. 내부폭발하중 실험 구성

  •   3.1 시편 설계 및 제작

  •   3.2 내부폭발 실험장 구성

  •   3.3 내부폭발 계측시스템 구성

  • 4. 내부폭발하중 실험결과

  •   4.1 내부폭발압력하중

  •   4.2 내부폭발하중에 의한 처짐

  •   4.3 시편의 최대 변형률

  •   4.4 균열형상

  •   4.5 긴장력 변화

  • 5. 결 론

1. 서 론

우리나라는 1978년 고리 1호기를 시작으로 현재 24기의 원자력 발전소를 보유한 세계 6위의 원전국가로, 전체 전력 생산량의 40 %를 원자력 발전소가 담당하고 있다. 여기에 신고리 및 신한울 원전이 계획 및 건설 중에 있어 원자력 발전소에 대한 국내 기술력의 증대 및 사회적 관심이 점점 고조되고 있다. 이와 같은 국내 원전 기술력의 수준 향상과 사회적 관심에도 불구하고, 프랑스 Flamatome사에서 설계한 울진 1, 2호기 이외에는 폭발, 충돌과 같은 극한하중을 고려한 설계가 이루어지지 않고 있으며, 추가적인 방재설계에 대한 개념 없이 기존 설계만을 추구하고 있는 실정이다(Choi et al., 2018).2 특히, 격납구조물은 상대적으로 폭발과 충격에 취약한 2방향 프리스트레스트 콘크리트(Prestressed concrete, PSC)로 설계되어 있어 극한하중에 대한 손상파괴 메커니즘 및 안전성 검토에 대한 연구가 반드시 필요하나, 지진하중에 대한 안전성 평가 및 구조 건전성 평가만을 실시 해 오고 있는 실정이다. 또한, 원전격납구조물에 발생 가능한 외부폭발과 더불어 인위적, 물리적 결함으로 인한 내부폭발에 따른 구조물 붕괴와 손상이 훨씬 심각한 피해를 일으키기 때문에, 발생 가능한 극한하중 시나리오에 대해 방재개념이 포함된 방호설계가 반드시 필요한 실정이다.

극한하중에 관한 연구는 여러 연구자들에 의해 많이 시도되고 있으나, 폭발과 같은 특수하중의 경우 실제 상황을 모사할 수 있는 실험이 어려우며, 가능하다 할지라도 실험장소 및 공간의 제약, 데이터 계측이 불가능한 경우가 대부분이다. 더구나 지금까지는 구조물의 외부에서 폭발하중이 작용하는 연구가 주를 이루었으며(Ha et al., 20115; Yi et al., 201214; Choi et al., 20182), 구조물의 내부에서 폭발이 발생하는 연구는 거의 이루어지지 않았다. 미국 산디아 국립연구소(Sandia National Laboratory, SNL)에서는 철근콘크리트(Reinforced Concrete, RC) 원전격납구조물과 PSC 원전격납구조물 축소모형의 극한내압에 대한 거동을 실험적으로 평가한 바 있으며(NRC, 2003)9, 국내에서는 Choi et al.(2002)4이 PSC 원전격납구조물의 극한내압에 관한 시뮬레이션을 수행한 바 있다. 또한, Moon et al.(2007)8은 고온 및 고압하중 하에서 PSC 격납건물의 거동을 분석한 바 있지만 격납구조물의 내부폭발에 대한 연구는 이처럼 미미한 실정이다. 또한, 대부분의 연구가 시뮬레이션을 통한 해석적 연구 위주로 진행되고 있고(Oh and Lee, 199410; Moon et al., 19997; Song et al., 200411), 정밀해석의 경우 연구에 사용되는 해석 툴이 각기 다를 뿐 아니라, 이를 검증할 수 있는 실험데이터 없이 시뮬레이션 결과만을 의존하는 불확실성으로 인해 신뢰성이 떨어지는 단점이 있다. 따라서 본 연구에서는 원전격납구조물에서 발생 가능한 내부폭발에 따른 PSC 구조물의 손상도를 분석하기 위해 APR-1400 원전격납구조물을 대상구조물로 선정하고, 축소모형을 제작하여 내부폭발압력에 따른 PSC 구조물의 폭발실험을 수행하고자 한다. 폭발압력의 크기에 따라 구조물의 손상도에 미치는 영향을 분석하기 위해 폭발량의 변수를 선정하여 실험적으로 평가하고, 결과를 통해 구조물의 내부폭발에 의한 거동을 정확히 파악하였다.

2. 내부폭발하중

2.1 내부폭발하중 특성

폭발은 비구속 폭발과 구속 폭발로 분류할 수 있다. 비구속 폭발은 주로 외부에서 발생하는 폭발로서 위치에 따라 대기 중 폭발, 공중 폭발 및 지면 폭발로 분류된다. 반면 구속 폭발은 주로 내부에서 발생하며 외부폭발과 달리 폭발 충격 전단파, 반사파 및 가스압 등에 의해 압력하중이 복합적으로 작용하기 때문에 상대적으로 큰 압력이 발생하게 된다. 또한, Fig. 1에서 보는 바와 같이 압력하중이 발생하여 구조물의 내측 벽면에 도달하게 되면 입사압력과 반사압력이 서로 부딪쳐 바운싱 현상이 일어나게 되고, 이러한 복합적인 압력현상이 구조물 내벽에 지속적으로 작용하기 때문에 압력지속시간이 길어지고 구조물의 손상도 외부폭발과 비교하여 상당히 크게 발생한다(Kevin et al., 2013)6. 따라서 본 연구에서 수행하고자 하는 원전격납구조물의 내부폭발에 의한 거동을 실험적으로 평가할 경우, 구조물의 모든 면이 밀폐되어 있기 때문에 위험도가 높고 측정이 불가능하다. 따라서 본 연구에서는 Fig. 1(b)에서와 같이 측면을 개방한 형태의 시편을 제작하여 위험성을 감소시키는 동시에 데이터 계측이 가능하도록 내부폭발 실험을 수행하였다. 시편 좌‧우로 방출되는 압력하중은 입사압력센서를 통해 측정하고, 시편 내부에서 작용하는 반사압력의 경우 반사압력 센서를 통해 측정하였다.

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Fig. 1.

Internal Blast Propagation

2.2 내부폭발 시나리오 및 폭발하중 선정

폭발하중 시나리오에 따른 원전격납구조물의 손상도 평가는 선행연구를 통해 일부분 검증된 바 있다. 유일하게 충격하중 시나리오가 적용된 울진 1, 2호기를 대상으로 외부폭발하중 시나리오에 따른 격납구조물 벽체의 거동을 분석한 바 있으며(Choi et al., 20161; Choi et al., 20182), 외부폭발 후 화재에 따른 원전격납구조물 벽체의 실험적, 해석적 손상도 평가를 수행한 바 있다(Choi et al., 2017)3. 본 연구에서는 격납구조물의 외부가 아닌 내부에서 작용하는 폭발압력하중에 대한 PSC 구조물의 거동을 분석하였다. 원전격납구조물 내부에서 미상의 폭발물 설치 또는 기계적 결함으로 인한 폭발이 일어난다는 시나리오를 선정하고, TM5-1300 (UFC 3-340-02)에 의거한 평균 폭발압력(Pr)과 평균 단위 충격량(ir/W1/3)을 구하여 폭발압력을 추정하면서, 발생 가능한 시나리오의 가정과 물리적 실험을 통해 데이터 측정이 가능한 범위의 폭발압력하중을 예측하였다(DOD, 2008)13. 또한, 내부폭발에 의한 압력은 밀폐된 공간에서 압력이 여러 번 바운싱하기 때문에 파편 없이 순수한 폭발압력만을 받을 수 있도록 적절한 폭약종류를 선정해야 한다. Yi et al.(2012)14의 연구에 따르면 TNT 폭약으로 기폭했을 경우 TNT를 감싸고 있는 철제 파편이 콘크리트에 박히면서 설치된 센서가 손상이 되어 측정이 불가능하였다. 따라서, 본 연구에서는 외피의 영향이 없는 ANFO 폭약을 선정하였으며, 폭약량 예측에 따라 선정된 W1 (22.68 kg, 50 lbs), W2 (27.22 kg, 60 lbs), W3 (31.75 kg, 70 lbs)로 점차적으로 폭약량을 늘려가면서 압력하중의 크기에 따른 구조물의 거동을 분석하였다. 또한, 비교분석을 위하여 동일한 크기의 RC 시편을 제작하여 RC 및 PSC 구조물의 거동차이도 함께 확인하였다.

2.3 대상구조물 선정

본 연구에서 선정한 대상 구조물은 140만 kWe급 한국형 신형경수로인 APR-1400 (Korea Standard Nuclear Power Plant, KSNR)로 선정하였으며, APR-1400은 철근 및 포스트텐셔닝을 강화하여 60년 기간 동안 설계하중에 대한 구조건전성을 유지하도록 설계된 격납구조물이다. 구조물의 주요 설계방식은 벽체에 2방향(수직, 수평), 돔에는 3방향으로 프리스트레스 텐던이 배치되며, 격납구조물은 원통형 벽체와 타원형 돔으로 구성된다. 벽체는 3개의 부벽(Buttress)이 있어 240°의 원호꼴로 긴장력이 도입되며, 대부분 비부착식 텐던을 적용하고 있다. 수평 및 수직텐던은 벽체의 외측 철근과 내측 철근 사이에 위치하여야 하고, 수직텐던의 경우, 원통형 벽체의 중심을 지나도록 배치하여야 한다. 수평텐던은 수직텐던의 바깥쪽에, 가능한 벽체의 외측으로 배치하는 것이 구조적으로 유리하다. APR-1400의 철근비는 0.024로 기존 원전격납구조물에 비해 철근 배근이 증가 되었으며, 텐던비는 0.0107로 기존 건물에 비해 압축력을 10 % 가량 증가시켰다. 앞서 언급한 대상구조물의 기본적인 제원을 토대로 내부폭발하중 실험이 가능한 모형실험체를 선정하고자 한다. 본 연구에서 선정한 실험체는 격납구조물의 돔 부분을 제외한 벽체의 축소모형으로 제작하였으며, 실험체 설계 시 대상구조물로 선정한 격납건물의 벽체와 동일한 철근비와 텐던비를 적용하였다. 실험체 제작에 관한 자세한 설명은 3장에 언급하였다.

3. 내부폭발하중 실험 구성

3.1 시편 설계 및 제작

본 연구에서는 원전격납구조물의 내부폭발하중에 따른 저항성능을 평가하기 위하여 APR-1400 원전격납구조물을 대상구조물로 선정하였다. Choi et al.(2018)2 등은 선행연구를 통해 원전격납구조물 벽체를 대상으로 RC, PSC 축소부재를 제작하여 슬래브에 대한 외부폭발 실험을 진행한 바 있다. 본 연구에서는 국내에서 지금까지 수행하지 못하였던 원전격납구조물을 대상으로 한 콘크리트 구조물의 내부폭발실험을 수행하고 손상도를 분석하고자 한다. 시편은 Table 1에서 보는 바와 같이 프리스트레스트 콘크리트(PSC, Prestressed Concrete)로 제작하여 내부폭발하중 크기에 따라 PSC (A) 시편(22.58 kg), PSC (B) 시편(27.22 kg), PSC (C) 시편(31.75 kg)으로 구분하였다. 또한, 비교실험을 위하여 추가적으로 철근콘크리트(RC, Reinforced Concrete)시편을 제작하여 텐던의 유무, 구속효과에 따른 시편의 폭발거동을 비교하였다.

Table 1. Internal Blast Test Specimens

Value Explosive charge weight (kg)
22.68 (50 lbs) 27.22 (60 lbs) 31.75 (70 lbs)
RC 1 - -
PSC 1 PSC (A) 1 PSC (B) 1 PSC (C)

시편 설계는 내부폭발의 실험적 조건을 고려하여 Fig. 2에서 보는 바와 같이 외경 𝜙2,700 mm, 내경 𝜙2,000 mm, 벽체 두께 350 mm, 길이 3,600 mm의 PSC tubular 구조물로 격납구조물의 돔 부분을 제외하여 설계하였다. 벽체 두께는 내․외부 철근의 피복두께, sheath tube의 위치와 간격을 고려하고 폭발의 영향을 분석 가능한 범위에서 최소두께로 제작하였으며, 폭발 실험장으로의 운반 가능성 유무도 함께 판단하였다. 시편의 철근비는 원전격납구조물의 벽체와 동일하게 0.024, PS 텐던비는 0.0107로 제작하였다. 실제 격납구조물 설계 시 함께 설치되는 탄소강 재질의 라이너 플레이트는 6 mm 두께로 설치되어 설계기준사고 시 격납구조물과 일체거동을 하면서 방사선 누설 방지, 내화기능 등의 기능을 수행하지만, 본 연구에서는 격납구조물 콘크리트의 내부폭발거동을 중점적으로 분석하기 위해 설계 시 제외하였다. 원전격납구조물 내부에 Fig. 2에서 보는 바와 같이 D13 철근을 사용하여 100 mm 간격으로 양단배근 하였으며, PSC 시편에 사용되는 PS 긴장재는 실제 원전격납구조물에 적용되어 구속효과를 발현시킬 수 있는 항복강도 1,600 MPa, 극한강도 1,730 MPa, 단위중량 1.101 kg/m의 𝜙15.2 mm SWPC 7연선 B종을 사용하여 양방향으로 긴장하였다. 이때, 횡방향 긴장을 위해 120°간격으로 부벽(Buttress)을 설치하고 효율적인 구속효과를 위해 Fig. 2(b)와 같이 240°간격으로 긴장을 실시하였으며, 긴장 시 콘크리트 압축파괴를 방지하기 위해 충분한 강도가 발현되도록 양생한 후 긴장작업을 수행하였다. 설계긴장력은 280 kN으로 설계하여 긴장력을 도입하였고, 긴장 시 강연선의 중앙부, 정착부, 긴장부에 1 mm 크기의 변형률 게이지를 부착하여 긴장 시 변형률에 따른 실제 긴장력을 측정하였다. 실제 계측된 결과를 통해 시편에 220 kN에서 380 kN까지 긴장력이 도입된 것을 확인하였다. 시편은 원전격납구조물의 강도와 동일한 40 MPa 강도의 콘크리트 배합을 사용하여 비부착 프리스트레스트 콘크리트 구조로 제작하였다.

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Fig. 2.

Rebar and Tendon Locations (unit : mm)

3.2 내부폭발 실험장 구성

실험은 안전이 확보된 국방과학연구소 다락대 종합시험장에서 수행하였다. Fig. 3에서 보는 바와 같이 시편 거치대를 지면으로부터 1,000 mm 깊이에 철근콘크리트로 현장타설 하여 지면과 거치대가 완전 밀착된 상태를 구축하고, 2,600 kg에 달하는 시편을 정확한 위치에 거치하였다. 폭발에 의한 센서의 움직임을 방지하기 위해 거치대의 주요 지점에 변위계(LVDT) 설치를 위한 지그를 매립하여 시편 거동을 정확히 계측할 수 있도록 하였다. 시편 거치대의 양단 600 mm를 고정단으로 하여 시편의 곡률과 거치대의 곡률을 일치시켜 시편이 정확하게 거치대 위에 거치되도록 제작하였으며, 시편 거치 시 시편과 거치대 사이에 10 mm 두께의 고무패드를 삽입하여 지지조건을 만족시키는 동시에 내부폭발하중에 의한 거치대의 손상을 방지하고 시편의 움직임을 최소화할 수 있도록 하였다. 또한, 시편과 시편거치대가 고정될 수 있도록 100 mm의 슬링바와 wire, 체인블록을 이용하여 시편이 완벽히 고정되도록 설치하였으며, wire에 의한 격벽부의 지압파괴를 방지하기 위하여 Fig. 3에서 보는 바와 같이 보강판을 제작하여 콘크리트의 손상을 방지하였다. 거치대 타설 시 주요 지점에 변형률(철근 및 콘크리트) 게이지를 설치하여 폭발하중에 의해 시편거치대의 변형상태도 측정하였다. ANFO 폭약은 시편 중앙에 90°간격으로 설치된 총 4개의 고정고리를 이용하여 시편의 정 중앙(중심부)에 정확히 위치하도록 설치하였다.

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Fig. 3.

Details of Supporting Frame

3.3 내부폭발 계측시스템 구성

PSC 구조물의 내부폭발하중을 정밀 계측하기 위해서는 동적장비와 시스템이 필요하다. Fig. 4는 입사압, 반사압, 가속도 센서와 변위계, 콘크리트 변형률 게이지의 설치 위치를 나타낸 그림이다. 각각의 센서를 고정하기 위해 시편 제작 시 각 센서의 지그를 함께 설치하고 매립하여, 폭발하중에 의해 발생되는 오차를 줄이고 시편과 일체거동이 가능토록 하였다. 내부폭발하중 발생 시 대기 중에 발생하는 폭발입사압력은 시편 중심(폭발물이 설치된 지점)으로부터 7,000 mm 위치에 설치된 500 psi 용량의 입사압력 센서를 통해 측정하였으며, 시편에 받아들여지는 반사압력은 폭발물로부터 1,000 mm 떨어진 지점, 즉 시편 내측 중앙 하부와 중앙으로부터 1,000 mm 떨어진 위치에 총 2개의 반사압력센서를 설치하여 측정하였다. 시편에 가해지는 충격가속도 및 충격하중 측정을 위해 허용범위 50,000 g의 가속도 센서를 시편 외측 중앙 하부에 부착하였다. 내부폭발하중이 발생 시 가장 중요한 측정항목 중 하나인 콘크리트의 처짐을 측정하기 위하여 시편 중앙 하부, 중앙 하부로부터 90°지점, 시편 중앙으로부터 1,000 mm 떨어진 지점에 unspring 방식의 ±100 mm의 동적 LVDT를 각각 설치하여 시편의 위치별 최대처짐과 잔류처짐을 확인하였다. 콘크리트 게이지는 시편 중앙하부, 중앙 하부로부터 1,000 mm 떨어진 지점에 부착하고, 45°간격으로 총 6개의 게이지를 부착하였다. 철근 게이지는 Fig. 5에서 보는 바와 같이 시편 중앙 하부 내․외측 철근의 인장부에 부착하고, 45°간격으로 수평과 수직방향에 총 19개를 부착하였다. 또한, 텐던 게이지는 수직텐던의 경우, 시편의 하부 및 90°지점에 총 8개의 게이지를 부착하였으며, 수평 텐던의 경우, 시편의 중앙 하부에 1개의 게이지를 부착하였다.

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Fig. 4.

Experiment Equipment

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Fig. 5.

Strain and Tendon Gauge Locations

데이터 계측은 안전을 고려하여 실험장으로부터 약 500 m 떨어진 시험통제실에서 데이터를 측정하였으며, 데이터 측정장비는 200 ~ 500 kHz의 높은 샘플링 속도로 신호를 수집할 수 있는 Dewetron사의 Dewe 1201, Dewe 2600 장비를 사용하여 압력, 가속도, 처짐은 500 kHz의 속도로, 철근 및 콘크리트 변형률은 200 kHz의 속도로 데이터를 계측하였다. 마지막으로 내부폭발압력의 분포를 육안으로 확인할 수 있도록 5,000 frame의 초고속카메라를 통해 폭발 당시 영상을 수집하였다. Fig. 6은 내부폭발하중 실험에 사용된 주요 센서 및 장비를 나타낸 그림이다.

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Fig. 6.

Internal Blast Test Setup and Sensor Locations

4. 내부폭발하중 실험결과

4.1 내부폭발압력하중

폭속 3,300 m/s, 구포 145 %인 ANFO 폭약을 이용한 콘크리트 시편의 실제 내부폭발실험장면을 초고속 카메라로 촬영하여 압력하중의 진행과정을 상세히 관찰한 결과, Fig. 7에서 보는 바와 같이 ANFO 화약이 폭발함과 동시에 시편의 좌․우로 압력이 빠르게 방출되는 것을 볼 수 있다. 내부폭발하중을 모사하는데 있어 모든 면이 밀폐된 구조가 아닌 좌․우가 개방되어 있는 원통형 구조물의 특성 상 압력하중이 고온고압의 가스형태로 에너지가 발산되고 있으며, 100 msec 이내의 시간에 압력이 외부로 발산되었음을 확인하였다.

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Fig. 7.

Energy Release of ANFO Internal Blast Loading – 22.68 kg (50 lbs)

내부폭발하중에 의해 RC 및 PSC (A) 시편에 가해진 폭발압력하중을 Fig. 8에 나타내었으며, UFC3-340-1에 기초한 무기산정프로그램 ConWEP을 통해 22.68 kg (50 lbs)의 압력이 작용하였을 경우 예상되는 압력을 함께 나타내었다(DOD, 2002)12. Fig. 8(a)는 ANFO 폭약이 설치된 시편 중심으로부터 7,000 mm 떨어진 지점에 설치한 pressuremeter를 통해 압력하중 22.68 kg (50 lbs)에 대한 입사압력(free field incident pressure)을 측정한 결과를 나타낸 그림이다. RC 시편의 입사압력은 0.3166 MPa, 충격량은 0.3874 MPa-msec, PSC (A) 시편의 입사압력은 0.2887 MPa, 충격량은 0.5280 MPa-msec로 입사압력은 실험 당시 기상 상황과 주변 환경조건을 고려하여 거의 유사한 입사압력 분포를 보였으나, 충격량은 PSC (A) 시편이 약 36.3 % 높게 발생하였다. ConWEP 프로그램을 통해 예측된 입사압력은 0.2857 MPa, 충격량은 0.3193 MPa-msec로, 실제 내부폭발하중으로 인해 계측된 입사압력은 유사하였으나 충격량은 실제 측정된 RC, PSC (A) 시편이 각각 21.32 %, 65.36 % 정도 높게 측정되었다. Fig. 8(b)에서 보는 바와 같이 반사압력(reflected pressure)의 경우 PSC 시편이 RC 시편과 비교하여 약 15 MPa 높게 측정되었다. 또한, 10 msec 이후에 반사압력이 한 번 더 작용하고 있으며, 이는 시편 내부에서 폭발압력이 여러 번 내측 면을 통해 분산되고 있음을 확인할 수 있다. 폭발량이 22.68 kg (50 lbs)부터 31.75 kg (70 lbs)까지 증가할수록 입사압력은 0.2887 MPa에서 0.404 MPa까지 높아졌으며, 지속시간은 6.062 msec에서 6.638 msec로 압력하중이 커질수록 시편 내부에서 작용하는 압력의 이동이 많아짐에 따라 지속시간이 증가하는 경향을 나타내고 있다. 충격량도 폭발량이 커짐에 따라 함께 증가하는 것을 Table 2를 통해 알 수 있었다. 그러나 반사압력의 경우, PSC (B) 시편과 PSC (C) 시편은 강한 내부폭발압력하중으로 인하여 pressuremeter가 손상을 받아 측정하지 못하였다. Fig. 8을 보면 입사압과 반사압 모두 ConWEP에서 예측된 최대압력 도달시간이 실험에 비하여 각각 약 1 msec, 0.1 msec 정도 빠르게 작용한 것을 볼 수 있는데, 이러한 결과는 외부 환경조건이 모두 배제되어 수치적으로 정확하게 도출되는 ConWEP과 달리 온도와 바람의 영향을 많이 받는 실제 실험환경에서의 압력도달시간 차이로 판단된다.

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Fig. 8.

Blast Pressure Results of ANFO 22.68 kg (50 lbs)

Table 2. Summary of Test Results under Internal Blast Loading

RC PSC (A) PSC (B) PSC (C)
Free field pressure Peak pressure (MPa) 0.317 0.289 0.375 0.404
Duration (msec) 5.826 6.062 6.482 6.638
Impulse (MPa-msec) 0.387 0.528 0.554 0.570
Deflection (mm) Maximum Center 15.27 6.62 10.28 12.01
Side (90°) 4.76 3.80 8.49 9.63
1,000mm 7.71 4.88 4.61 5.55
Residual (center) 7.84 0.02 1.265 2.01
Strain ( με ) Steel vertical Maximum 1,476.31 526.24 903.86 1,004.32
Residual 228.23 -70.98 -53.21 -110.30
Steel hoop Maximum 20,986.06 2,615.22 2,885.15 4,857.67
Residual 4813.75 -391.74 156.52 -236.33
Concrete Maximum 755.56 -245.08 1,284.74 1,504.26
Residual 104.31 -48.29 77.08 141.77
Tendon Vertical - 961.25 3,803.81 6,230.52
Hoop - 3,521.49 N N
Environment Temperature (°C) 2.9 1.6 8.1 -3.7
Humidity (%) 16 35 33 35

4.2 내부폭발하중에 의한 처짐

내부폭발하중에 의한 PSC 시편의 처짐은 시편 중앙하부, 중앙 하부지점으로부터 1,000 mm 떨어진 지점, 시편 중앙으로부터 90°떨어진 측면에 설치된 동적 LVDT를 통해 분석되었다. 22.68 kg (50 lbs)의 내부폭발하중이 작용한 RC 시편의 중앙 하부 최대처짐은 15.27 mm, 잔류변위는 7.84 mm로 나타났으며, PSC (A) 시편의 최대처짐은 6.62 mm 잔류변위는 0.02 mm로 나타났다. PS 텐던의 보강 및 구속력의 유무에 의해 PSC (A) 시편은 RC 시편에 비해 최대처짐이 약 56.65 % 효과가 있는 것으로 나타났으며, 잔류변위량도 약 7.8 mm 정도 차이가 발생하면서 영구변형이 거의 발생하지 않음을 확인하였다. 또한, 내부폭발하중 발생 시 폭발압력이 시편 내부에서 여러 번 분산되면서 시편 내측 면에 압력하중이 지속적으로 작용함에 따라 RC 및 PSC (A) 시편 모두 여러 번의 처짐이 발생하는 경향을 나타내고 있다. 하지만 강성이 높은 PSC (A) 시편은 회복하려는 복원력이 작용하여 처짐의 크기가 줄어들고 있는 반면, RC 시편의 경우 두 번째 처짐에서부터 회복력이 저하되면서 영구변형이 발생하는 것을 Fig. 9(a)를 통해 확인할 수 있다.

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Fig. 9.

Time-Deflection Curves of Specimens

폭약량에 따른 PSC 시편의 거동을 살펴보면 PSC (B) 시편의 최대처짐은 10.28 mm, PSC (C) 시편의 최대처짐은 12.01 mm로 나타나, 앞서 언급한 PSC (A) 시편의 최대처짐과 비교하여 PSC (B), PSC (C) 시편은 각각 55.29 %, 81.42 % 높은 최대처짐을 보이는 것을 확인하였다. PSC (A) 시편은 잔류변형이 거의 발생하지 않았으나 PSC (B) 시편에서 1.265 mm, PSC (C) 시편에서 2.01 mm의 잔류변위가 발생하여 압력하중이 커질수록 시편의 복원력 또한 조금씩 상실되는 것을 결과를 통해 확인할 수 있었다. 또한, 시편의 옆면과 하부 측면에 설치한 LVDT의 결과에서 중앙부 옆면(90°)에서의 처짐 발생량이 중앙부에서 1,000 mm 떨어진 지점의 하부면의 처짐보다 많이 발생된 것을 볼 때, 폭발압력이 중앙에서 발생하여 시편에 정확히 압력이 전달된 것을 확인할 수 있다. 다만 중앙 하부(Center)에서의 처짐보다 옆면에서의 처짐이 적게 발생한 이유는 폭발압력이 중력의 영향으로 자중방향으로 좀 더 강하게 발생된 것으로 판단할 수 있다.

4.3 시편의 최대 변형률

내부폭발하중에 의한 철근의 변형률 변화를 Fig. 10에 나타내었다. Fig. 10(a)는 RC 시편과 PSC (A) 시편의 중앙 하부철근 인장부에 설치된 수직 철근 게이지의 변형률 결과를 나타낸 것으로, RC 시편의 최대변형률은 1,476.31 𝜇𝜀으로 PSC (A) 시편의 최대변형률 519.74 𝜇𝜀보다 약 2.84배 많이 발생하였다. RC 시편의 잔류변형은 526.24 𝜇𝜀로 PSC 시편의 70.98 𝜇𝜀과 비교하여 영구변형이 발생한 것을 확인할 수 있었다. Fig. 10(b)의 수평 철근의 변형률은 RC, PSC (A) 시편 각각 20,986.06 𝜇𝜀, 2,615.22 𝜇𝜀으로 RC 시편의 경우 항복변형률을 넘어서는 변형이 발생하였으며 영구변형 또한 최대 4,813.75 𝜇𝜀가 발생하였다. 이러한 결과는 PS 텐던에 의해 이방향으로 긴장된 PSC (A) 시편의 구속효과로 인하여 RC 시편에 비해 적은 변형이 발생되었다는 것을 확인할 수 있다.

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Fig. 10.

Steel Strain Results

폭발량에 따른 PSC 시편의 변형률 변화를 살펴보면 Fig. 10(c)에서 보는 바와 같이 PSC (B) 시편의 수직철근 최대변형률은 903.86 𝜇𝜀, PSC (C) 시편은 1,004.316 𝜇𝜀로 PSC (A) 시편과 비교하여 1.71배, 1.91배 높게 발생하였다. 수평철근의 변형률도 PSC (C) 시편이 최대 4,857.67 𝜇𝜀로 PSC (A) 시편보다 1.86배 높은 변형률을 나타내어 폭발압력하중이 커질수록 시편 중앙의 철근 변형률도 크게 발생하고 있는 것을 알 수 있다. 이와 같은 결과는 수평철근의 변형률 양상에서도 동일하게 나타나는 것을 확인하였다. 폭발압력하중을 가장 크게 받은 PSC (C) 시편이 RC 시편보다 더 적은 변형을 보이는 것은, 긴장력 도입으로 인한 시편의 압축강도 상승으로 인하여 PSC 구조물이 내부폭발하중에 좀 더 저항성능이 뛰어나다는 것을 확인할 수 있다.

시편 중앙 하부의 콘크리트에 발생된 최대변형률을 살펴보면 Fig. 11에서 보는 바와 같이 RC 시편은 755.56 𝜇𝜀, 잔류변형은 104.31 𝜇𝜀로 나타났으며, PSC (A) 시편의 최대변형률은 245.08 𝜇𝜀, 잔류변형은 48.29 𝜇𝜀로 나타나 RC 시편이 약 3.08배 높은 변형을 보였다. 또한, 잔류변형 역시 2.16배 높은 경향을 나타내어 내부폭발하중에 의한 콘크리트 변형 및 균열 발생과 연관이 높은 것으로 나타났다. PSC 시편의 경우, 22.68 kg (50 lbs)부터 31.75 kg (70 lbs)까지의 폭발압력하중을 받게 되면 압력하중이 클수록 콘크리트의 변형률 또한 높아지게 되며, 이와 같은 결과는 균열의 분포에도 영향을 미치게 되는 것을 확인하였다.

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Fig. 11.

Concrete Strain Results

4.4 균열형상

시편의 손상도를 분석하기 위해 균열을 체크하였다. PSC tubular 구조물의 내․외부의 모든 면을 확인하기 위하여 시편이 거치된 상태에서 내부를 확인한 후, 거치대에서 추가적인 손상이 발생하지 않도록 분리한다. 그리고 시편을 수직으로 세워 360°방향으로 모든 외부면의 균열을 확인하였다. Fig. 12에서 보는 바와 같이 TNT 등과 같이 철제외피로 성형된 폭약에서 발생하는 파편은 발생되지 않고, 비닐로 성형된 ANFO 화약의 특성상 순수한 폭발압력만이 시편에 작용하여 고온고압의 가스에 의한 그을음만이 발생한 것을 볼 수 있다.

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Fig. 12.

Crack Patterns of Specimens

Fig. 12(b)에서 보는 바와 같이 내부폭발하중에 의한 시편 내부의 균열은 시편의 종방향, 즉, 수직철근의 방향을 따라 균열이 진전되었으나 균열의 분포는 크지 않았으며, 콘크리트의 박리나 박락 또한 발생하지 않았다. 하지만 시편의 외부면은 내부 면과 달리 상당히 많은 균열이 발생한 것을 확인할 수 있었다. 먼저 폭약량 22.68 kg (50 lbs)의 내부폭발하중을 받은 RC 시편과 PSC (A) 시편을 비교해보면, RC 시편의 경우 Fig. 13에서와 같이 시편의 중앙부를 기준으로 방사형 균열이 상당히 많이 발생한 것을 확인할 수 있다. 시편의 중앙부에는 수직‧수평방향으로 균열이 발생 되었고, 측면부에도 횡방향 균열이 상당히 발생하였으며, 상․하․좌․우 모든 면에 균열이 고르게 분포되어 있다. 하지만 PSC (A) 시편의 경우, 균열발생은 거의 일어나지 않았으며, 압력이 발생한 중앙부 하면에만 방사형 균열이 발생되었다. 시편의 좌(120°), 우(240°)면은 종방향 균열만 다소 발생한 것을 확인할 수 있었다. 구속되어 있지 않은 RC 시편에 비해 PS 텐던으로 이방향 구속되어 있는 PSC 시편이 내부폭발압력에 의한 저항성능이 크다는 것을 확인할 수 있었다. PSC 시편의 폭약량 크기에 따른 균열분포를 살펴보면 PSC (A) 시편의 중앙 하부는 종방향, 횡방향 균열이 모두 발생하였으며, 앞서 언급한 바와 같이 방사형 균열이 발생하였다. 좌(120°), 우(240°)면의 균열은 종방향 균열만 주로 발생하였으며, 균열의 분포는 시편 중앙이 가장 많고, 측면(wire 결속부분)은 균열이 적음을 확인할 수 있다. PSC (B) 시편과 PSC (C) 시편은 중앙하부의 균열분포가 PSC (A) 시편과 비교하여 폭발량이 커질수록 균열 분포 또한 많아짐을 확인할 수 있었으며, 시편의 좌(120°), 우(240°)면 균열은 폭발량이 가장 큰 PSC (C) 시편의 경우 횡방향 균열도 발생한 것을 확인할 수 있었다. RC 뿐만 아니라 PSC 시편 모두 시편의 하부면 균열이 다른 면에 비하여 많은 균열이 발생한 것을 볼 수 있다. 이는 폭발물이 모든 면에 동일한 이격거리(1,000 mm)로 설치되었으나 폭발압력하중이 작용할 때 중력의 영향으로 자중 방향인 하부에 더 많은 압력이 작용하였을 것으로 판단된다.

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Fig. 13.

Crack Patterns of Specimens

4.5 긴장력 변화

내부폭발하중에 의한 PS 텐던의 변형률 거동을 Fig. 14(a)에 나타내었다. Fig. 14(a)의 수직 텐던 최대변형률은 PSC (A) 시편의 경우 961.25 𝜇𝜀의 변형이 발생하였으며, PSC (B), PSC (C) 시편은 각각 3,803.81 𝜇𝜀, 6,230.52 𝜇𝜀의 변형이 발생하였다. 내부폭발하중으로 인해 콘크리트에 작용하는 응력파가 시편 내부로 전달되면서 그라우팅 되지 않은 PS 텐던에 직접적으로 영향을 미치는 것으로 판단되며, 텐던의 순간변형률이 급격히 상승하는 것을 볼 수 있다. 또한, 폭발량이 커질수록 텐던의 변형형상이 철근변형률과 마찬가지로 1st, 2nd, 3rd peak 변형률이 발생하는 것을 볼 수 있다.

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Fig. 14.

Prestressing Force Variations

내부폭발하중 작용 시 각 시편의 긴장력 변화를 Figs. 14(b) ~ 14(d)에 나타내었다. 세 시편 모두 초기 긴장력 측정결과 220 kN ~ 380 kN까지 긴장력이 도입되었으며, 시편 긴장 후 내부폭발하중 실험 직전(약 30일)까지 약 60 ~ 100 kN의 초기 슬립으로 인한 손실 및 릴랙세이션 손실이 발생된 것을 확인할 수 있었다. 내부폭발하중이 작용한 이후의 종방향 텐던(PS-1~8)의 긴장력 변화를 살펴보면, PSC (A) 시편의 중앙 하부에 위치한 PS-2의 긴장력은 10.1 kN 상승하였고, PSC (B) 시편은 16.31 kN, PSC (C) 시편은 31.85 kN만큼 상승한 것으로 나타났다. 시편의 중앙부뿐만 아니라 단부(PS-1), 긴장부(PS-4)의 긴장력 역시 폭발압력에 의해 긴장력이 소폭 상승하였으며, 폭발압력이 증가할수록 PSC (A) 시편은 평균적으로 약 8 kN, PSC (B) 시편은 13 kN, PSC (C) 시편은 27 kN 정도 상승한 것을 볼 수 있다. 이후 긴장력의 변화는 24시간이 경과한 뒤 PSC (A) 시편은 약 5.96 %의 손실이, PSC (B), PSC (C) 시편은 각각 10.47 %, 18.64 %의 손실이 발생하면서 콘크리트 균열 및 변형률 등 시편의 손상정도에 따라 긴장력의 손실 또한 비례하게 발생하는 것을 확인할 수 있었다. 하지만 PSC (A) 시편의 횡방향(PS-9) 긴장력을 보면 42.83 kN 만큼 감소하면서 긴장력이 풀리는 현상이 발생하였고, PSC (B)시편과 PSC (C) 시편의 데이터는 손상되어 측정할 수 없었다. 일반적인 물리적 현상을 통해 추론할 경우, 시편 중앙부에 설치된 횡방향 텐던은 내부폭발압력이 전달되면 긴장력이 증가하여야 할 것으로 판단된다. 하지만, 시편 제작 시 수평 텐던이 240°간격 즉, 원형 형태로 긴장되기 때문에 게이지의 설치 자체가 매우 어려우며, 내부폭발하중이 작용할 때 Fig. 15에서 보는 바와 같이 wedge가 파손되면서 긴장되었던 텐던이 쉬스관 내부로 들어감과 동시에 긴장력이 풀리면서 게이지가 손상되거나, 측정이 되더라도 긴장력이 감소되는 형태로 데이터가 출력된 것으로 판단된다.

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Fig. 15.

Prestressing Releasing by Damage of Wedge

5. 결 론

본 연구에서는 원전격납구조물의 내부폭발저항성능을 평가하기 위해서 최대한 구조형식을 구현한 축소모형 시편을 제작하여 실험을 수행하였다. 실험수행이 가능하도록 원전격납구조물의 돔 부분을 제외한 벽체를 대상으로 축소모형인 이방향 프리스트레스트 콘크리트 관형 구조물을 제작하여 압력, 처짐, 변형률, 균열형상, 긴장력 변화 등을 분석하였다. 또한, 폭발압력의 크기에 따른 시편의 손상도를 동시에 평가하기 위하여 폭약량을 22.68 kg (50 lbs) ~ 31.75 kg (70 lbs)까지 다양한 폭발압력을 적용하여 평가하였으며, 다음과 같은 연구결과를 도출하였다.

(1) 내부폭발하중 시나리오를 적용한 실험수행이 가능하도록 원전격납구조물의 돔 부분을 제외한 벽체를 대상으로 축소모형인 이방향 프리스트레스트 콘크리트 관형 구조물을 제작하여 압력, 처짐, 변형률, 균열형상, 긴장력 변화 등을 분석하였으며, 정확한 데이터를 도출하기 위한 계측시스템도 구축하였다.

(2) 정확한 데이터 계측을 통해, RC 및 PSC 시편의 폭발압력 분포형상과 압력결과를 통해 구조물의 종류에 따른 압력발생이 상이한 것을 확인하였다. 또한, 압력산출프로그램인 ConWEP과 실험데이터와의 비교를 통해, 다양한 거리에서의 압력발생 예측이 가능하다는 것을 검증하였다.

(3) PSC 시편의 경우, ANFO 폭약의 크기가 증가할수록 상대적으로 철근 및 콘크리트의 변형률, 처짐, 균열양상 등 시편의 손상이 심하게 발생하는 것으로 나타났다. 다만, RC 시편과 비교하면 PSC 시편이 구속효과로 인한 압축강도 상승으로 인해 내부폭발하중에 효과적으로 저항하는 것으로 나타났다.

(4) 본 연구를 통해 내부폭발하중 시나리오를 적용한 원전격납구조물의 실험적 평가를 수행하고 관련 데이터를 확보하였다. PSC 구조물의 내부폭발 거동이 이전에 수행하였던 연구에서와 달리 거동의 peak가 여러 번 발생하였으며, 본 연구를 통해 추후 연구에서는 구조물 내부에서의 압력변화를 좀 더 상세하게 분석할 필요가 있다고 판단된다.

Acknowledgements

이 연구는 2016년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구입니다(중견연구자-도약연구사업, No. 2016R1A2B3009444). 또한, 2017년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구입니다(No. 2017M2A8A4056624). 이에 감사드립니다.

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