1. 서 론

전 세계적으로 천연가스의 생산 및 소비가 증가함에 따라 천연가스를 –163°C로 액화시켜 부피를 줄인 LNG(Liquefied Natural Gas: 액화천연가스)를 저장하기 위한 LNG 저장탱크의 시공이 더욱 활발해짐과 동시에 저장 용량 증가를 위해 탱크가 대형화되고 있다. 국내의 LNG 탱크는 대부분 완전방호식 지상식 LNG 탱크 형식으로 시공되고 있으며, 이는 Fig. 1(a)와 같이 정상가동 시 LNG를 보유하고 있는 9% 니켈강 내조 및 철근콘크리트(RC: Reinforced Concrete) 또는 프리스트레스트 콘크리트(PSC: Prestressed Concrete)로 이루어진 외조로 구성되어 있다. 외조는 원통형의 벽체 및 납작한 돔 형상의 지붕을 특징으로 하고 있다.Fig. 1(b)는 외조 벽체 단면을 보여주고 있으며, LNG 누출 사고 시의 유체압 등에 대비하기 위해 원환방향 및 수직방향으로 각각 포스트텐션 방식의 원환텐던 및 수직텐던이 배치된다. LNG 탱크의 대형화 경향에 따라 원환텐던 및 수직텐던의 소요 수량도 증가하고 있으며, 따라서 경제적인 프리스트레싱 설계는 탱크의 총 공사비에도 큰 영향을 미치게 되었다.

Fig. 1

Above-Ground Full Containment LNG Storage Tank

한편 국내에서는 최근 강연선의 인장강도를 기존 1,860 MPa보다 상향시키고자 하는 노력을 경주하여 왔으며, 그 결과 2008년 및 2011년에 각각 2,160 MPa급 및 2,400 MPa급 고강도 강연선을 개발하여(Kim et al., 2012) 한국산업표준(KS)에 반영한 바 있다(KATS, 2011). 아직까지 미국 ASTM, 유럽 EN, 영국 BS, 일본 JIS와 같은 주요 해외 규격에는 이러한 수준의 고강도 강연선이 명시되어 있지 않으므로 고강도 강연선 분야에서는 우리나라가 세계적으로 기술을 선도하고 있다고 볼 수 있다(Seo, 2016). PSC 구조물에 고강도 강연선을 적용할 경우 비록 일반 강연선보다 단가는 다소 높지만 강연선당 긴장력을 증가시킬 수 있어 강연선, 쉬스관 및 정착구의 개수를 감소시켜도 동등한 프리스트레싱 효과를 발휘할 수 있으므로 경제적인 것으로 분석되었다(KCI, 2015; Kim, 2009; Kim et al., 2012; Yang et al., 2016). 특히, 효율성이 높은 2,400 MPa급 강연선은 최근 포스트텐션 또는 프리텐션 보에 대한 연구개발 단계를 거쳐(Kim et al., 2016; Park et al., 2012), 실제 PSC 구조물에 적용되기 시작한 실정이다. 하지만 고강도 강연선을 LNG 저장탱크와 같은 특수한 형태의 구조물에 적용하기 위한 연구는 다소 부족했던 것이 사실이다.

따라서 이 연구에서는 LNG 탱크에 통상적으로 적용되어 왔던 1,860 MPa급 강연선을 2,400 MPa급 고강도 강연선으로 대체할 때 쉬스 배치 간격이 증가해도 쉬스당 긴장력을 증가시킴으로써 유사한 프리스트레싱 효과를 발휘할 수 있는지 고찰해 보았다. 또한, 고강도 강연선의 효율적인 적용을 위하여 쉬스관 간격이 넓어져도 LNG 탱크 벽체에 높은 수준의 프리스트레스가 비교적 고르게 도입될 수 있는지 파악하고자 LNG 탱크 벽체 일부분을 모사하는 실대형 실험체를 제작하여 실험을 실시하였다. 한편, 세계 최대 규모의 대용량 LNG 탱크에 고강도 강연선을 적용했을 때의 프리스트레싱 효과 및 관련 규정 만족 여부를 해석적으로 검증해 보았다.

2. LNG 저장탱크의 프리스트레싱 설계

Fig. 1(a)에서 LNG가 내조로부터 누출되는 사고가 발생할 경우 LNG가 단열재에 스며들어 외조에 접하게 되며 이때 외조에 작용하는 유체압이나 극저온의 영향은 주요 설계하중 중 하나이다. 이러한 극저온 유체의 영향에 효율적으로 대처하기 위해 원환방향 및 수직방향으로 텐던을 배치하게 된다. LNG 탱크 설계 시 편의상 이러한 프리스트레싱의 영향은 등가의 외력과 같이 변환되어 고려되게 된다(Lin, 1963; Lin and Burns, 1981; Oh and Jeon, 2002; Shin, 2008). LNG 탱크의 프리스트레싱 설계에 대한 전반적이고 보다 상세한 사항은 실제 설계도서나 기존 연구들을 참조할 수 있다(Daewoo Engineering and Construction, 2004; Jeon, 2004). 이러한 프리스트레스는 설계하중에 의한 응력과 조합되어 긴장 시, 정상가동 시, 누출 사고 시 등 모든 상황에서 설계기준에 명시된 허용인장응력 및 허용압축응력을 만족해야 한다. 또한, 한계상태설계법 또는 강도설계법에 의한 극한상태에서의 단면 내력 산정 시에도 텐던의 기여분이 고려되게 된다.

2.1 원환텐던

원통형 벽체, 링빔 및 바닥판 원환부에 배치되는 원환텐던은 원환방향 압축응력을 발생시킴과 동시에 곡률에 의하여 안쪽, 즉 탱크 중심부로 작용하는 힘을 발생시킨다. 벽체 원환텐던의 경우 벽체에서 돌출되어 있는 버트레스(buttress)에 정착된다. Eq. (1)과 같이 원환텐던의 긴장력을 텐던의 곡률반경으로 나누면 원환텐던 위치에서 발생하는 선하중이 산정된다.

 (1)

여기서, : 원환텐던에 의해 발생하는 선하중, : 긴장력, : 원환텐던의 곡률반경. 원환텐던 위치마다 발생하는 이러한 선하중은 벽체 안쪽 방향으로 작용하는 일종의 압력과 같은 효과를 발생시켜 유체압 및 내압을 상쇄하게 된다. 실제 설계에서는 이러한 선하중을 해석 시 고려하는 것이 다소 번거로우므로 편의상 벽체를 높이 방향으로 적절히 분할하였을 때 분할된 각 단마다 작용하는 일정한 압력으로 치환하여 고려하는 것이 일반적이다. 이때 만약 클라이밍 폼(climbing form)을 사용하여 벽체를 분할타설하는 경우에는 분할타설된 벽체 각 단를 기준으로 삼게 된다. 이 경우 벽체 각 단의 압력은 Eq. (2)와 같이 산정할 수 있다.

 (2)

여기서, : 원환텐던들에 의해 해당 벽체 단에 발생하는 압력, : 해당 벽체 단에 배치된 원환텐던의 총 개수, : 해당 벽체 단의 높이. 일본의 유체 저장탱크 규정(JPCI, 2005)에 따르면 Eq. (1)을 Eq. (2)와 같이 근사화하더라도 벽체에 발생하는 축력이나 휨모멘트와 같은 단면력은 실용적으로 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 하지만 이는 일반 강도의 강연선을 통상적인 간격으로 배치한 경우를 언급한 것이며, 고강도 강연선에서 간격이 더 커지는 경우에도 유효한지에 대해서는 3장의 분석결과를 참조할 수 있다.

한편 원환텐던의 설계 시에는 주요 설계하중의 상쇄와 더불어 외기온에 의한 온도변화나 콘크리트의 건조수축 등에 대비하여 수밀성을 확보하기 위한 추가적인 압축응력을 고려한다. 이를 여유압축응력이라 하며 설계기준이나 LNG 탱크 설계도서에 따라 1~2 MPa 정도를 도입한다(Jeon, 2004). 유체 저장탱크의 수밀성 확보를 위해 이러한 여유압축응력과 더불어 중요한 또 다른 개념은 주요 설계하중 작용 시에도 콘크리트 단면 내에서 압축상태를 유지하고 있는 두께를 의미하는 여유압축구간이다. 이는 설계기준이나 LNG 탱크 설계도서에서 80~100 mm 또는 단면두께의 15% 정도로 명시하고 있다(Jeon, 2004).

2.2 수직텐던

원환텐던에 의한 힘이 벽체에 작용할 때 지붕이나 바닥판에 의한 구속에 의하여 벽체에 휨모멘트가 발생하고 이는 벽체 높이방향의 인장응력을 수반하게 된다. 이러한 현상은 특히 LNG 누출 사고에 의한 유체의 영향이 원환텐던의 영향과 상쇄되지 않는 시공 시 및 정상가동 시에 심화될 수 있다. 이러한 인장응력에 대비하기 위하여 일정한 간격으로 수직텐던을 배치하여 높이방향으로 압축응력을 도입하게 된다. 수직텐던은 Fig. 1(a)의 링빔 상부에 정착되며, LNG 탱크의 경우 벽체 하부에서는 수직텐던이 U형으로 배치된다. 수직텐던들은 정착부에서 일련의 집중하중들을 발생시키지만, 실제 설계 시에는 편의를 위해 Eq. (3)과 같이 이를 선하중으로 치환하여 고려하게 된다.

 (3)

여기서, : 수직텐던들에 의해 발생하는 선하중, : 긴장력, : 수직텐던의 배치 간격. 원환텐던이 원환방향의 여유압축응력과 여유압축구간의 확보에 기여하듯이 수직텐던의 경우에도 수직방향으로 같은 규정들이 만족되도록 배치해야 한다.

3. 고강도 강연선 배치 시 간격영향 분석

3.1 해석개요

PSC 구조물에 도입되는 프리스트레스 수준이 유사하다는 전제하에서 기존의 일반 강도 강연선을 고강도 강연선으로 대체할 때 고려할 수 있는 방법론은 프리텐션 부재의 경우 강연선 개수를 줄이고 간격을 늘리는 것이다. 포스트텐션 부재의 경우 크게 두가지로 나누어 생각해 볼 수 있는데, 첫째, 쉬스의 배치 간격은 그대로 둔 상태에서 쉬스당 강연선 개수를 줄이는 것이다. 이때에는 강연선 개수 감소에 따라 쉬스의 직경을 함께 줄일 수도 있다. 둘째, 쉬스의 배치 간격을 증가시킬 수도 있는데 이 경우에는 배치 간격의 증가폭에 의존하여 쉬스당 강연선 개수가 일반 강연선의 경우와 유사할 수도 있고 증가 또는 감소할 수도 있다. 두가지 경우 모두 프리스트레싱 관련 물량이나 작업 절차 감소에 따른 경제성 확보, 시공 편의성 및 공사기간 단축 효과를 기대할 수 있다. 더불어 쉬스관의 밀집을 완화하여 콘크리트 타설 작업 시 충전성을 높일 수 있는 장점도 있다. 하지만, 후자와 같이 쉬스 간격을 증가시키는 경우에는 고가의 정착구 개수 및 쉬스관 수량을 줄일 수 있는 추가적인 장점이 있으므로 일반적인 포스트텐션 방식의 경우 후자를 택하는 것이 여러모로 바람직할 것으로 생각된다. 따라서 여기에서는 원환방향 및 수직방향 각각에 있어 프리스트레스의 총량을 일정하게 유지한 상태에서 고강도 강연선 적용에 따라 쉬스 간격이 증가하고 쉬스당 도입되는 긴장력 또한 증가한다고 보고 그러한 변동이 콘크리트 응력 분포에 미치는 영향을 유한요소해석으로 검증해 보았다.

프리스트레싱에 의한 효과를 모델링하는 방법은 크게 초기응력법 및 등가하중법으로 나눌 수 있다(Jeon, 2005; Jeon and Kim, 2004). 초기응력법은 텐던을 유한요소로 모델링하여 모체가 되는 콘크리트 요소들에 적절히 연결 또는 삽입한 후 텐던 요소에 초기응력을 가하는 것이고, 등가하중법은 프리스트레싱의 효과를 외력처럼 고려하는 것이다. 텐던 강성의 경우 전자에서는 텐던 요소상에서 자동적으로 고려되고, 후자에서는 별도의 모델링 과정이 필요하다. 하지만 정밀해석을 요구하지 않는 이상, 설계 시 선형탄성 유한요소해석에 의해 콘크리트에 발생하는 단면력이나 응력을 구할 때에는 철근이나 텐던의 강성을 무시하는 경우가 많은데, 이는 콘크리트와의 강도 및 단면적 차이를 종합적으로 고려할 때 단면력이나 응력 분포에 미치는 영향이 비교적 작기 때문이다. 이 해석에서는 2장에서 언급한 등가하중법을 위주로 분석하고자 한다.

3.2 배치 간격 변수 및 모델링

쉬스의 배치 간격을 변수로 설정할 때에는 현재 LNG 탱크에 일반 강연선 사용 시 통상적으로 적용하는 간격과 더불어 고강도 강연선 적용 시 증가시킬 수 있는 간격을 적절히 고려하였다. 기존의 LNG 탱크 설계 예를 살펴보면 1,860 MPa급 일반 강연선의 경우 수직텐던은 0.8~1.6 m, 원환텐던은 0.2~1.3 m 간격 범위로 배치하는 경우가 많다. 수직텐던은 원환방향으로 일정한 간격으로 배치하며, 원환텐던은 누출 사고 시 유체압이 큰 벽체 하부에는 촘촘하게 배치하고 유체압이 작아지는 벽체 상부로 진행할수록 듬성하게 배치하는 형태를 취한다. 한편, PSC 구조의 유체 저장탱크 관련 기준들에는 효율적인 프리스트레스 도입을 위한 쉬스 최대간격 규정이 있으므로 상한값 결정 시 이를 참조하였다. ACI 373(1997)에서는 수직텐던 및 원환텐던의 최대중심간격을 각각 벽체 두께의 4배 및 3배로 규정하고 있으며, 일본의 유체 저장탱크 규정(JPCI, 2005)에서는 동일한 종류의 텐던에 대해 각각 벽체 두께의 5배 및 3배로 규정하고 있다. 몇몇 국내외 규정들에는 쉬스 최소순간격 규정도 있으나 이는 일반 강연선에서도 이미 만족되고 있었으므로 이 해석의 고려사항은 아니다.

이러한 사항들을 종합적으로 고려하여 이 연구에서는 Tables 1 and 2와 같이 쉬스 간격을 변동시켜 보았다. 앞서 언급하였듯 실제 설계 상황을 반영하여 쉬스 간격이 변하더라도 도입되는 총 프리스트레싱 힘은 동일하도록 쉬스 당 긴장력을 조절하였다. 이 연구의 목적을 고려할 때 프리스트레스의 손실에 의한 긴장력 분포의 변화가 중요한 것은 아니므로 긴장력은 일정하다고 가정하였다. 다만, 고강도 강연선의 프리스트레스 손실 발생 특성은 기존에 연구된 바 있으며, 일반 강연선과 비교할 때 프리스트레스의 유효율이 증가하여 유리한 것으로 나타났다(Kim, 2009; Kim et al., 2012).

Table 1. Interval and Prestressing Force of Vertical Tendons

Table 2. Interval and Prestressing Force of Circumferential Tendons

해석은 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS(Dassault Systèmes Simulia, 2015)로 수행하였으며, Fig. 2와 같이 높이 방향으로 LNG 탱크 벽체의 일부분을 모사하였다. 벽체 두께는 0.75 m로 LNG 탱크 벽체의 일반부 두께와 동일하게 두었다. 수직텐던의 분석을 위한 모델은 정착구로부터의 거리에 따른 응력 분포의 변동성을 충분히 검토할 수 있도록 15 m 높이로 두었다. 원환텐던 모델의 경우 Eq. (1)과 같이 벽체 반경이 프리스트레싱 효과에 영향을 미치므로 실제 대용량 LNG 탱크의 반경을 고려하였으며, 높이를 20 m로 설정하되 그 중 중간에 위치한 12 m 내외의 구간에만 재하하여 벽체의 휨 거동이 충분히 발현되도록 하였다. 요소는 입체 요소(solid element)를 사용하였으며, 검토 목적상 선형탄성해석을 실시하였다. 콘크리트의 설계기준압축강도는 LNG 탱크에서 PSC 부분의 통상적인 강도인 40 MPa이며, 이때 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에 의하면 탄성계수는 약 30,000 MPa로 산정된다. 포아송비는 0.18로 보았다. 해석 목적상 변형의 구속이 응력 분포에 영향을 미치지 않도록 수직텐던 모델의 경우에는 하면을 높이방향으로 구속하되 수평방향으로는 한 개 절점만 구속하였다. 원형텐던 모델에서는 높이 중간 위치의 한 절점에서 전 방향 변위를 구속하였다.

Fig. 2

Finite Element Model for Analysis of Prestressing Effect (Half Section Only Shown)

프리스트레싱 효과의 도입에 있어서는 쉬스 간격의 영향을 정교하게 파악하기 위하여 Fig. 2(a)와 같이 수직텐던의 등가하중은 Eq. (3)처럼 근사화하지 않고 정착부 집중하중을 그대로 고려하였고, Fig. 2(b)와 같이 원환텐던의 등가하중은 Eq. (2)처럼 근사화하지 않고 Eq. (1)로써 엄밀하게 고려하였다.

3.3 해석결과

3.3.1 수직텐던

Fig. 3은 대표적으로 수직텐던 정착부 집중하중으로부터 하부로 1.5 m 및 2.5 m 이격된 위치에서의 수직응력 분포를 원환방향의 일부 구간에 대해 보여주고 있다. 여기에서는 편의상 Table 1 의 총 프리스트레싱 힘을 총 콘크리트 단면적으로 나눈 평균 압축응력인 -0.00267 MPa을 100%로 보았을 때에 대한 비로 나타내었다. Fig. 3(a)를 참조하면 1.5 m 이격 위치에서는 수직텐던 간격이 매우 넓을 경우 응력 변동폭이 컸으며, 3.5 m 간격일 때에는 최대 60% 가까이 변동이 발생하였다. 여기에서 응력이 증가하는 첨두 부분은 집중하중이 작용하고 있는 위치이다. 텐던 간격이 줄어들수록 응력 변동폭도 줄어들다가 2.0 m 간격보다 좁을 때 변동폭이 10% 이하로 줄어들었다. 한편, Fig. 3(b)의 2.5 m 이격 거리에서는 최대 간격인 3.5 m에서조차 응력 변동폭 10% 이내를 유지하였다. 즉, 수직텐던 간격이 비교적 넓을 경우에도 정착부 집중하중 바로 근처에서 불규칙하게 분포하던 응력이 이격 거리에 따라 급격하게 평준화됨을 알 수 있다.

Fig. 3

Distribution of Vertical Compressive Stress Due to Vertical Tendons

Fig. 4는 수직텐던 배치 간격에 따른 응력의 변동폭을 더욱 일목요연하게 보여주고 있다. 이격 거리가 2.5 m 정도이면 배치 간격에 관계없이 평균 압축응력으로부터의 변동폭이 거의 없음을 알 수 있다. Fig. 1(a)를 참조할 때 최근 시공되는 대용량 LNG 탱크의 링빔 높이는 보통 3 m 이상이므로 고강도 강연선을 넓은 간격으로 적용할 경우에도 링빔 하부의 벽체에는 비교적 균등한 압축응력을 도입할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 4

Deviation of Vertical Compressive Stress Due to Vertical Tendons From Average Stress

하지만 고강도 강연선 적용에 따라 정착부 집중하중의 크기가 증가하여 설계 시 중점 검토사항이 될 가능성이 크므로 이에 대해 이론적으로 추가 고찰해 보고자 한다. 실험적인 고찰은 4장의 실대형 실험 결과를 참조할 수 있다. 일본의 유체 저장탱크 규정(JPCI, 2005)에서는 정착부의 집중하중이 45°로 퍼지기 때문에 텐던 배치 간격이 넓고 설계 단면까지의 거리는 짧을 경우 소정의 프리스트레스가 도입되지 않을 수 있다고 언급하고 있다. 이는Fig. 3(a)에서 텐던 배치 간격이 큰 몇몇 경우에 있어 텐던 위치에서는 응력이 집중되는 반면 텐던 사이 구간에서는 평균 압축응력(Fig. 3(a)에서 100%에 해당)에 훨씬 못 미치는 응력이 발생할 수도 있음을 언급한 것이라 사료된다. 하지만 Fig. 4는 생 베낭의 원리(Saint-Venant’s principle)(Timoshenko and Goodier, 1970)에 의해 집중하중 재하점에서 멀어질수록 응력이 급격하게 평준화되는 경향을 보이며, 또한 집중하중들의 정역학적 합력이 같다면 그 평준화되는 응력값이 거의 유사하다는 점을 보여주고 있다. 생 베낭의 원리에 의하면 특정한 폭을 가진 물체의 끝단 중심에 집중하중이 작용할 때 그 끝단으로부터 폭만큼 들어간 위치에서는 대략적으로 균등한 응력 분포를 나타낸다고 알려져 있지만, 본 문제는 매우 긴 길이에 걸쳐 등간격으로 위치한 일련의 집중하중 문제이므로 단순히 집중하중 간격만큼 들어간 위치에서 응력이 평준화된다고 보기는 어렵다.

Fig. 5

Concentrated Force at a Point of a Straight Boundary

이 연구에서는 상기의 유한요소해석으로 구한 응력 분포의 타당성을 탄성체의 2차원 평면 이론 중 직선 경계에 작용하는 집중하중 문제(Timoshenko and Goodier, 1970)로 치환하여 고찰해 보았다. 본 검토대상 벽체는 Fig. 2(a)와 같이 곡률 반경이 비교적 크고 두께가 얇으므로 근사적으로 Fig. 5와 같은 평면 문제로 볼 수 있다. 이 경우 Boussinesq의 이론을 적용하면 재하점에서 만큼 떨어진 깊이에서의 높이방향 압축응력 를 Eq. (4)와 같이 구할 수 있다. 여기에서, 는 두께방향의 단위길이당 집중하중의 의미이다.

 (4)

Fig. 6은 대표적으로 이격 거리 1.5 m에 해당되는 Fig. 3(a) 중 수직텐던 간격 3.0 m에 대하여 유한요소해석 결과와 Eq. (4)로 구한 이론적인 결과를 비교한 것이다. 여기에서 이론적 응력 분포는 집중하중마다 Eq. (4)를 적용하여 응력 분포를 구한 후 서로 중첩시킨 결과이다. 비록 이론값은 실제 상황을 평면 문제로 근사화하고, 집중하중이 두께방향으로 분포되어 있다고 가정하고 구한 결과이지만 엄밀한 3차원 유한요소해석 결과를 비교적 정확히 유추하고 있다고 생각된다. 따라서, 수직텐던 정착부의 집중하중 문제는 이러한 이론적 수식을 통해서도 충분히 분석 가능하다고 판단된다.

Fig. 6

Comparison of Vertical Compressive Stress Due to Vertical Tendons

3.3.2 원환텐던

Fig. 7에서는 원환텐던의 프리스트레싱 효과에 의해 원통형 벽체가 원통 중심방향으로 수축하면서 벽체에 원환방향의 압축응력이 도입되는 거동을 원환텐던 간격별로 비교분석하였다. 해석 결과 간격이 비교적 큰 경우 원환텐던 위치마다 압축응력이 미소하게 증가하는 경향을 보였으나, 전반적인 원환방향 응력 분포 그래프의 형태는 모든 간격에 있어 유사하였다. 최소 간격인 0.2 m에서의 응력과 비교할 때 각 간격에서의 응력은 최대 4~7%의 차이로 그 차이가 미미하였다. 다만 원환텐던 간격과 응력의 최대 크기 간에는 명확한 상관관계를 찾을 수 없었다.

Fig. 7

Distribution of Hoop Compressive Stress Due to Circumferential Tendons

따라서 원환텐던의 경우에도 수직텐던과 마찬가지로 고강도 강연선 적용 시 쉬스 배치 간격이 증가하더라도 설계 시 필요한 소정의 프리스트레스를 벽체에 도입하는 데에는 문제가 없을 것으로 판단된다.

4. 2,400 MPa급 고강도 강연선 적용 실대형 실험

4.1 실험개요

뒤의 5장에서는 270,000 kl급 대용량 LNG 저장탱크에 고강도 강연선을 적용한 모의설계를 실시하고 구조거동을 파악하였다. 모의설계 결과 고강도 강연선을 효율적으로 적용하기 위해서는 쉬스당 15.2 mm 직경의 2,400 MPa급 강연선을 31개까지 사용하는 것이 바람직한 것으로 나타났다. 이는 지금까지 LNG 탱크에 적용된 사례가 없었던 가장 높은 수준의 긴장력을 요구한다. 새로운 규격의 강연선 및 정착장치를 사용하기 위해서는 정하중시험이나 하중전달시험 등을 거쳐야 하며 국내에서는 통상적으로 ETAG (EOTA, 2002)나 한국콘크리트학회 제 규격 KCI-PS101(KCI, 2009)을 주로 참조하고 있다. 2,400 MPa급 고강도 강연선도 이러한 절차를 거쳐 실구조물에 사용되고 있다. 하지만, 현재 국내에서 가력을 위한 액츄에이터의 최대 용량은 10,000 kN 정도이므로 상기의 강연선 개수에 대해 하중전달시험을 실시할 경우 규정에 의해 1.1 값을 적용하면 이러한 최대 용량을 초과하게 된다. 여기에서 는 강연선의 인장강도이다. 따라서, 이 연구에서는 LNG 탱크 벽체의 일부분을 모사하는 실대형 실험체을 제작하여 고강도 강연선을 배치하고 설계기준(KCI, 2012)상 허용되는 최대 긴장력을 가함으로써 정착부 주변 거동의 건전성을 관찰하기 위한 간이 하중전달시험을 실시해 보았다. 설계규정인 0.8 또는 0.94로 계산해보면 최대 긴장력은 약 8,500 kN이며 이 값을 실험 시 적용하였다. 여기에서 는 강연선의 항복강도이다. 또 다른 목적으로, 쉬스를 2 m의 넓은 간격으로 배치해도 정착구에서 어느 정도 깊이에서는 응력이 고르게 전달되는지도 실험적으로 파악해 보고자 하였다.

Fig. 8은 실험체 형상으로서 폭 4 m, 길이 7 m이며 두께는 실제 LNG 탱크 벽체의 일반부 두께와 동일한 0.75 m로 제작하였다. 직경 15.2 mm의 2,400 MPa급 고강도 강연선을 31가닥씩 삽입한 쉬스를 2 m 간격으로 직선으로 배치하였다. 정착부 보강철근은 설계기준(KCI, 2012)에 따라 적절히 배치하였다. 콘크리트의 설계기준압축강도는 실제 LNG 탱크 벽체와 같은 40 MPa이며, 약 70%의 강도가 발현된 시점에서 긴장을 실시하였다. 하지만 실제 LNG 탱크 공정에서는 외조가 모두 시공된 후 프리스트레싱 작업이 이루어지므로 설계기준압축강도 이상 발현된다. 매립형 및 표면부착 콘크리트 변형률계, 철근 변형률계를 설치하여 긴장 시 주요 위치에서의 변형률을 계측하였다. 긴장은 일단 긴장을 실시하였으며, 1개의 다중 강연선용 잭을 이용하여 1개 쉬스 내 강연선들을 계획된 최대값까지 단계별로 긴장한 후 나머지 1개 쉬스 내 강연선들에 대해서도 동일한 작업을 실시하였다.

Fig. 8

Distribution of Hoop Compressive Stress Due to Circumferential Tendons

4.2 실험결과 및 분석

Fig. 8은 2개 쉬스 내 강연선들을 모두 긴장하여 정착한 이후의 현황을 보여주고 있으며, 양쪽 쉬스에 각각 도입된 8,500 kN의 긴장력은 아직까지 LNG 탱크에서 시도된 바 없는 매우 높은 수준의 긴장력이지만 콘크리트의 균열이 최소화된 상태로 LNG 탱크 벽체 실험체에 압축응력으로 변환되어 원활히 전달된 것으로 나타났다. 따라서 대용량 LNG 탱크 모의설계 시 도출된 고강도 강연선 배치를 실제 시공 시에도 충분히 적용할 수 있을 것으로 판단된다.

또한 이 실험을 통해 다양한 계측값들을 확보하였지만, 이 논문에서는 매립형 콘크리트 변형률계의 계측값만을 분석해 보기로 한다. 이러한 변형률계는 실험체 중간 높이에 매립하였으며, 종방향으로는 긴장단에서 떨어진 거리에 따라 A단면(0.5 m), B단면(1.0 m), C단면(2.0 m), D단면(3.0 m)으로 구분하여 배치하였고, 횡방향으로는 각 단면에 7개씩 배치하였다. 설계기준(KCI, 2012)에 따라 콘크리트의 긴장 시 압축강도로부터 구한 탄성계수인 26,986 MPa에 실험체에서 측정된 변형률을 곱하여 콘크리트의 응력을 산정하였다. Fig. 9는 이러한 방식으로 구한 최종 긴장단계에서의 위치별 콘크리트 응력을 보여주고 있다. 또한 비교를 위해 실험체에 대해서도 유한요소해석을 실시하여 이러한 계측값과 비교해 보았다. 해석 시 엄밀한 결과를 유도하기 위해 정착구에서 작용하는 긴장력은 집중하중으로 간주하지 않고 정착판의 면적만큼 분포하는 것으로 해석하였다. 부재가 비교적 짧고 쉬스관의 곡률이 없으므로 해석 시 마찰손실 등의 즉시손실은 무시하였다. 해석 시 고려된 탄성계수도 상기와 동일하다.

Fig. 9

Comparison of Compressive Stress in Test Specimen

비교 결과 유한요소해석값들은 실험 시 계측값들과 비교할 때 분포 경향 및 크기에서 유사성을 보이고 있었다. 따라서 유한요소해석을 통해서도 고강도 강연선의 프리스트레싱 효과를 어느정도는 정확히 유추할 수 있음을 확인하였다. 또한 Fig. 9를 살펴보면 정착부에서 가까운 A단면에서 내부의 D단면으로 진행할수록 응력 분포의 변동성이 급격히 작아지면서 계산상의 평균 응력인 -5.7 MPa에 수렴하고 있음을 알 수 있다. 따라서 3장의 수직텐던 간격별 변수 해석에서 분석되었듯, 실용적인 범위에서 쉬스 간격이 변동할 경우 비록 고강도 강연선 적용에 따라 간격이 넓어지더라도 약 2.5 m 깊이에서는 응력이 거의 고르게 분포한다는 추론이 타당함을 실험적으로 검증할 수 있었다. 본 실험과 같이 2 m 간격의 쉬스에서는 2 m 정도만 정착부에서 이격되어도 응력이 거의 균등해졌다.

5. 고강도 강연선 적용 대용량 LNG 저장탱크의 해석

5.1 해석개요

여기에서는 실제의 LNG 저장탱크에 2,400 MPa급 고강도 강연선을 적용했을 때의 구조거동이 1,860 MPa급 기존 강연선 적용 시와 유사한 거동을 나타내고 관련 설계규정도 만족하는지 검토해 보았다. 기존 연구에서는 일반 강연선 및 고강도 강연선을 가지고 세계 최대 용량인 270,000 kl급 LNG 탱크의 모의설계 및 경제성 비교분석을 실시한 바 있으며(KCI, 2015; Yang et al., 2016), 이 연구에서도 동일한 LNG 탱크 제원을 가지고 분석을 실시하였다. 기존 연구에서는 일반 강연선과 고강도 강연선 간의 강도 비율을 활용하여 효율적이고 경제적으로 텐던을 배치하는 데 주력한 반면, 이 연구에서는 그러한 배치에 따른 구조적 영향을 좀 더 상세히 살펴보았다.

Fig. 10은 LNG 탱크의 유한요소모델을 보여주고 있다. 벽체의 총 높이는 45.1 m이며, 하부 변단면부의 최대 두께는 1.2 m이고 일반부의 두께는 0.75 m이다. 또한 LNG 탱크의 총 높이는 61.7 m이고, 벽체 일반부를 기준으로 한 외경은 93.9 m이다. 요소는 입체 요소를 사용하였으며, 콘크리트의 설계기준압축강도는 Fig. 1(a)의 RC 부분은 30 MPa, PSC 부분은 40 MPa임을 고려하여 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에 의해 탄성계수를 산정하였다. 벽체의 경우 구조 거동을 정밀하게 파악할 수 있도록 높이방향 및 원환방향으로 충분한 개수의 요소들로 분할하였고 벽체 두께방향으로는 4개의 층을 두었다.

Fig. 10

Finite Element Model of LNG Storage Tank with 270,000 kl Capacity

한편 Table 3은 텐던 배치 상황을 나타낸다. 일반 강연선과 고강도 강연선의 프리스트레싱 힘 총합을 일정하게 유지한 상태에서, 고강도 강연선의 경우 주로 텐던 배치 간격을 증가시킴으로써 강연선, 정착구 및 쉬스관의 물량을 감소시켜 경제성을 확보하였다. 이때 4장에서 실대형 실험을 실시한 바와 같이 쉬스마다 15.2 mm 직경 고강도 강연선 31개를 삽입하는 것을 기본으로 설계하였다. 원환텐던의 간격은 벽체 높이에 따라 변하는데 벽체 하부에서 상부로 진행할수록 넓어지게 되며, 3장의 예비해석에서 검토된 간격 범위를 최대한 활용하였다. 한편 수직텐던의 간격은 3장의 예비해석에 따르면 더 넓은 간격도 이론적으로는 가능할 것으로 판단되지만 이 경우 4장에서 실험적으로 검증된 쉬스당 고강도 강연선 개수인 31개보다 더 많은 개수를 삽입해야 하므로 31개로 개수를 제한하여 도출한 결과이다. 추후 더 많은 개수의 고강도 강연선에 대한 하중전달시험이 완료되면 배치 간격에 대한 선택 범위가 훨씬 넓어질 것으로 기대된다.

Table 3. Arrangement of Prestressing Tendons

프리스트레싱 하중 이외의 하중으로는 LNG 누출 사고 시의 하중을 고려하였다. 이러한 하중에는 LNG의 유체압 및 극저온 온도 하중이 있으며, 그 외에 내압이나 콘크리트의 자중도 고려하였다. 하중의 크기는 Table 4를 참조하도록 한다. 여기에서 긴장력은 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에서 허용되는 최대 수준으로 도입하였지만, 보통은 이보다 다소 작은 값을 도입하게 된다. 한편, LNG 탱크 가동 시의 해석이므로 즉시손실과 시간적 손실을 고려하여 최초 도입된 긴장력의 75%를 해석 시 고려하였다. 프리스트레싱의 영향은 3장에서 설명하였듯 텐던을 요소로서 직접 모델링하는 대신 등가하중으로 변환하여 고려하였다. 그 외 하중의 크기는 기존 설계도서(Daewoo Engineering and Construction, 2004)를 참조하여 정하였다. LNG 누출 시 온도 하중의 경우 비록 LNG는 –163°C의 극저온이지만 내조로부터 LNG가 누출되어 단열재로 침투하더라도 단열재의 일부가 유효할 경우 외조 내면이 극저온에 그대로 노출되지는 않는다. 이 해석에서도 벽체 내면에는 PUF (Polyurethane Foam) 단열재가 부착되어 있어 누출 사고 시에도 제 기능을 수행하는 것으로 보았다. 이처럼 단열재의 역할을 고려한 LNG 탱크의 정상가동 시 또는 누출 시 온도 분포는 기존에 연구된 바 있으며(Jeon et al., 2003; Jeon et al., 2007), 이러한 결과를 본 해석에서 활용하였다.

5.2 해석결과 및 분석

5.2.1 일반 강연선과 고강도 강연선 비교

Fig. 11에서는 각 강연선 배치에 있어서 수직응력 및 원환응력을 비교해 보았다. 편의상 본 비교에서는 Table 4의 모든 하중들을 고려하되, 온도 하중만은 제외하였다. 수직응력은 벽체 내면에 대해서, 원환응력은 벽체 중심에 대해서 나타내었다. 3장의 예비해석에서 이미 검증한 바와 같이, 실구조물 차원에서도 고강도 강연선은 일반 강연선과 유사한 응력 분포를 구현할 수 있음을 알 수 있다. 3장에서는 수직응력은 수직텐던에 대해서, 원환응력은 원환텐던에 대해서 각각 검토하였으나, 본 실구조물 해석에서는 수직텐던과 원환텐던이 모두 긴장되어 있는 상태에서 수직응력 및 원환응력을 고찰하였다는 차이가 있다. 예를 들어 원환텐던의 경우에도 벽체에 휨모멘트를 발생시킬 경우 수직응력에 영향을 미치게 된다. Fig. 11에서 거리는 링빔 하단, 즉 벽체 상단으로부터 떨어진 거리이다. Fig. 4를 참조할 때 수직텐던 간격이 0.813 m 및 1.219 m로 서로 다르더라도 정착부 부근을 제외하면 급격하게 응력이 평준화되며, 본 LNG 탱크는 링빔 높이가 3.2 m이므로 벽체 상단에서도 이미 응력이 평준화되어 두가지 강연선의 응력이 유사하게 나타난 것으로 판단된다. 이러한 결과로 미루어볼 때 고강도 강연선은 LNG 탱크에 대한 충분한 적용성을 가지고 있다고 생각된다. 

Fig. 11

Finite Element Model of LNG Storage Tank with 270,000 kl Capacity

Table 4. Design Loads in Case of Leakage

1)Triangular distribution along the height of wall 2)Atmosphere: 35°C(summer), Inner face of wall, bottom slab, and roof: 3.1°C, 4.6°C, and 30.5°C, respectively.

5.2.2 수밀성 분석

여기에서는 고강도 강연선을 적용한 LNG 탱크가 2장에서 언급한 바와 같이 수밀성 확보와 관련된 여유압축응력 및 여유압축구간 규정을 만족하는지 고찰해 보았다. 본 해석에서는 일반적 하중들 이외에도 Table 4의 누출 시 온도의 영향까지 포함시켰다. 온도의 영향은 먼저 정상상태(steady state)의 열전달해석을 실시하여 외조 단면의 온도분포를 구하고 이를 기타 하중들과 조합하여 온도 하중처럼 고려하는 방식을 취하였다. 열전달해석 시 외기와 접한 외조의 외면에는 대류 경계조건을 부여하였고, 단열재의 영향을 고려하여 구한 외조 내면 온도는 고정온도 경계조건으로 고려하였다.

Fig. 12는 벽체 두께방향의 위치별로 수직응력 및 원환응력의 분포를 보여주고 있다. 역시 거리는 벽체 상단을 기준으로 하단으로 향하는 거리를 의미한다. 온도에 의한 영향을 배제한 Fig. 12과 온도 영향을 추가로 고려한 Fig. 12를 비교해 보면 LNG 탱크는 누출 사고에 의한 LNG 온도의 영향으로 벽체에 형성되는 온도 경사에 의해 벽체에 휨거동이 추가됨과 동시에 저온에 노출된 벽체 내면에 인장응력이 유발됨을 알 수 있다. 따라서 온도의 영향이 미미한 일반적인 유체 저장탱크와 비교할 때 여유압축응력 및 여유압축구간이 줄어들어 수밀성 확보에 더욱 주의를 기울여야 함을 알 수 있다.

Fig. 12

Stress Distribution in Case of High-Strength Strands

Fig. 12(a)의 수직응력을 살펴보면 벽체 전체 높이에서 벽체 상단 일부(0~2 m) 및 벽체 하부 일부(35~41 m)를 제외하고는 전 단면두께에서 압축상태를 유지하고 있다. 따라서 2장에서 언급한 바와 같이 LNG 탱크 설계 시 빈번히 사용되는 80~100 mm 또는 단면두께의 15%(이 경우 113 mm)의 여유압축구간 규정을 충분히 만족하고 있다. 한편 역시 2장에서 언급했듯 여유압축응력은 보통 1~2 MPa 정도를 도입하는데, 이에 대한 판단 기준에 대해서는 이견이 있을 수 있다(Jeon, 2004). 하지만, 안전측으로 2 MPa을 기준으로 할 때 비교 대상을 단면 전 두께의 평균 압축응력으로 하든 단면의 압축구간의 평균 압축응력으로 하든, 또는 규정상 여유압축구간의 압축응력 크기를 기준으로 하든 어느 경우에도 충분한 여유를 가지고 만족하고 있다. 다만, 여유압축응력의 크기 규정이 단면의 모든 부위에서 만족되어야 한다는 의미는 아닌 것으로 판단되며, 왜냐하면 여유압축구간 규정이 있다는 것 자체가 단면에 인장와 압축이 동시에 발생할 수 있음을 인정하는 것이기 때문이다. 또한 적어도 벽체 두께 750 mm의 3/4인 563 mm 두께에서는 벽체 전체 높이에 걸쳐 2 MPa 이상의 압축응력이 도입되어 있음을 주목해 볼 만하다.

한편 Fig. 12(b)의 원환응력의 경우 0~18 m 구간 및 41~45 m 구간에서 인장응력이 일부 발생하고 있지만, 역시 여유압축구간 규정은 여유있게 만족되고 있다. 또한 2 MPa을 기준으로 한 여유압축응력 규정도 압축구간의 평균 압축응력으로 하든 규정상 여유압축구간의 압축응력 크기를 기준으로 하든 충분히 만족되고 있다. 다만, 수직응력과 비교할 때 원환응력은 인장응력이 발생하는 부위가 좀 더 넓으므로 단면 전 두께의 평균 압축응력으로는 여유압축응력 기준을 만족시키지 못하는 부위들이 일부 발생한다. 하지만, 실제 LNG 탱크에서는 벽체 이외에 링빔 및 바닥판 원환부에도 원환텐던을 배치하여 긴장하는데 본 해석에서는 이를 무시하였으므로, 이를 추가로 고려할 경우 벽체 상부 및 하부에도 추가적인 프리스트레스가 도입되어 Fig. 12(b)의 인장응력 발생 구간이 더욱 줄어들기 때문에 단면 전 두께의 평균 압축응력도 여유압축응력 기준을 만족할 것으로 예상된다.

이상의 결과를 종합할 때 LNG 탱크에 고강도 강연선을 적용함에 따라 수직텐던 및 원환텐던의 쉬스 간격이 늘어나더라도 누출 사고 시 극저온 온도의 영향까지 고려된 극한상태에서도 수밀성 관련 규정들이 충분히 만족되므로 적용성이 크다고 볼 수 있다.

6. 결 론

이 연구에서는 LNG 저장탱크에 통상적으로 적용되는 인장강도 1,860 MPa급 강연선을 2,400 MPa급 고강도 강연선으로 대체할 때의 프리스트레싱 효과 및 구조적인 영향을 고찰해 보았다. 고강도 강연선 적용에 따라 증가된 쉬스 간격의 영향을 분석하였고, 다수의 고강도 강연선 사용으로 인한 높은 수준의 긴장력에 대한 안전성을 실대형 실험을 통해 검증하였다. 또한, 실제 고강도 강연선을 설계에 적용한 LNG 탱크가 관련 규정을 만족하는지 해석적으로 고찰하였다. 이 연구에서 도출된 주요 결론은 다음과 같다.

(1)LNG 탱크의 원통형 벽체를 모사하는 유한요소모델에 대해 프리스트레싱 효과의 총합은 일정한 상태에서 쉬스의 배치 간격 및 긴장력을 조절한 결과, 고강도 강연선을 적용해도 설계 시 요구되는 균등한 압축응력 분포를 구현할 수 있는 것으로 나타났다. 이때 원환텐던 및 수직텐던의 쉬스 간격은 기존 LNG 탱크 설계사례 및 최대간격 규정을 참조하였으며, 프리스트레싱 효과는 등가의 외력으로 고려하였다. 링빔 상부에 정착되는 수직텐던의 경우 쉬스 간격이 크면 정착부 주변에서 불규칙한 응력 분포가 나타나지만 벽체 위치에서는 응력 분포가 거의 균등해짐을 확인하였다. 한편 수직텐던과 같이 일련의 집중하중들이 발생시키는 응력 분포는 탄성체 이론을 통해서도 비교적 정확히 추정할 수 있었다.

(2)고강도 강연선을 적용한 LNG 탱크 설계 결과 쉬스 간격을 넓히고 쉬스당 긴장력을 높이는 것이 경제적인 것으로 나타났다. 이처럼 기존 사례 이상의 큰 긴장력이 원활히 도입될 수 있는지 검증하기 위해 LNG 탱크 벽체 일부분을 모사하는 실대형 실험체를 제작하고, 15.2 mm 직경 고강도 강연선이 31개 삽입된 쉬스 2개를 2 m 간격으로 배치하여 긴장해 보았다. 이는 넓은 간격으로 배치된 수직텐던을 모사한 것이다. 실험 결과 긴장력이 콘크리트의 압축응력으로 적절히 전달되었으며, 해석과 유사하게 정착부에서 멀어질수록 응력의 변동폭이 급격히 줄어들어 약 2 m 깊이에서는 응력이 평준화되는 것으로 나타났다.

(3)세계 최대 용량인 270,000 kl급 LNG 탱크의 유한요소모델을 구축하고 고강도 강연선을 적용했을 때의 프리스트레싱 효과를 일반 강연선의 경우와 비교한 결과 비록 쉬스 간격과 긴장력의 차이가 있지만 유사한 응력 분포를 나타내었다. 또한 극저온의 LNG가 내조에서 누출되는 사고가 발생해도 고강도 강연선의 프리스트레싱 효과에 의해 콘크리트 외조는 여유압축응력 및 여유압축구간과 같은 수밀성 규정을 만족함을 확인하였다.

이상의 결과를 종합할 때 2,400 MPa급 고강도 강연선은 LNG 탱크에 대한 충분한 적용성을 보유하고 있으며, 현재의 1,860 MPa급 강연선 적용 시보다 더욱 경제적인 설계를 가능케 할 것으로 기대된다. 이 연구결과는 이처럼 고강도 강연선이 실제 LNG 탱크에 적용될 때 유용하게 활용될 수 있을 것으로 생각된다. 추후 일반 강연선과의 거동 차이를 고려한 고강도 강연선의 릴랙세이션 손실 추정식 및 고강도 강연선 적용에 따른 긴장재 배치 간격이나 긴장재량의 변화가 내진여유도에 미치는 영향 등에 대한 연구를 보완한다면 고강도 강연선이 PSC 구조물에 더욱 활발히 적용될 것으로 기대된다.