1. 서 론

2016년 경주에서 발생한 규모 5.8의 지진으로 인해 국내에서도 구조물의 지진안전성에 대한 우려와 관심이 커지고 있다. 원자력발전소는 지진안전성 확보가 필수적인 구조물 중 하나로, 국내외 원전의 경우 확률론적 안전성 평가(Probabilistic Safety Assessment, PSA)를 통해 지진 및 외부 재해에 대한 원전의 안전성을 평가하고 있다. 이를 위해 원전 부지의 지진 발생 확률을 나타내는 재해도 평가, 구조물 및 기기의 조건부 파손확률을 나타내는 취약도 평가, 노심 손상 발생 시나리오 분석과 지진리스크 정량화 과정을 수행한다.

기기의 지진 취약도 평가는 기기의 파손모드별 성능과 지진응답 분석 결과를 바탕으로 이루어진다. 원전 내부에는 전원 공급, 급수 및 배수 등 다양한 목적을 갖는 기기들이 설치되어 있는데, 콘크리트 기초에 정착되어 있는 기기의 경우 정착부 파손이 주요 파손모드 중 하나이다. 따라서 합리적인 지진 취약도 평가를 위해서는 정착부 특성을 고려할 필요가 있다. 기존에는 복잡한 파괴 메카니즘 때문에 앵커를 고정단으로 가정하고 평가하는 경우가 많았으나, 합리적인 평가를 위해서 정착부 거동을 실험적으로 분석 및 적용하는 것이 필요하다[1].

원전 구조물 내 기기나 배관 등의 정착을 위해 사용되는 콘크리트용 앵커는 설치 시점에 따라 선설치(Cast-in-place, CIP) 앵커와 후설치(Post-installed) 앵커로 구분할 수 있다. 대표적인 선설치 앵커로는 헤드볼트, 헤드스터드, 갈고리 볼트 등이 있고, 후설치 앵커로는 확장앵커, 언더컷 앵커, 부착식 앵커 등이 있다[2]. 이러한 앵커는 외력을 저항하거나 구조 요소간의 하중을 전달하는 역할을 수행하며 사용 기간 동안 설계된 성능을 유지하는 것이 중요하다.

본 연구는 원전 주요 안전기기 중 하나인 Essential Service Water(ESW) 펌프의 지진취약도 평가를 위한 기초 연구로 수행되었다. ESW 펌프는 지름 1470 mm의 원을 따라 배치된 24개의 앵커로 슬래브에 정착되어 있고, 각 앵커볼트의 지름은 38 mm, 매립깊이는 425 mm, 앵커 사이 간격은 약 190 mm 정도로 파악되었다. 즉, 깊은 매립깊이를 갖는 그룹앵커로 정착된 기기라 할 수 있다.

OPR1000 원전의 지진 PSA 보고서[3]와 취약도 평가 보고서[4]에 따르면 ESW 펌프의 파손모드는 정착부 선설치 앵커볼트의 콘크리트 브레이크아 웃파괴임을 알 수 있다. 인장하중에 대한 극한성능 평가를 위한 첫 실험은 실제 ESW 펌프 앵커와 동일한 대구경 선설치 앵커볼트를 사용하여 수행하였으나 묻힘깊이나 앵커 간격 등의 조건은 반영하지 못하였다[1]. 따라서 본 실험에서는 묻힘깊이와 그룹 앵커의 영향을 분석하고자 하였고, 추가로 균열폭과 헤드 플레이트 크기의 영향에 대해 알아보고자 하였다. 다만, 실험 설비의 한계로 대구경 그룹 앵커의 극한성능 시험이 불가능하기 때문에 본 실험에서는 앵커 직경을 축소하였다. 실험 결과의 분석을 위해서는 Concrete Capacity Design(CCD) 방법을 기반으로 한 ACI 및 KCI 모델식을 사용하였다. 본 연구를 통해 얻은 실험 결과는 기기 정착부 파손 기준 설정에 활용될 수 있으며, 지진 응답 해석을 위한 기기 구조모델의 정착부 모델링에 적용할 수 있다.

2. 실험 방법

2.1 실험 변수

본 연구에서 고려한 실험 변수는 Table 1에 나타낸 바와 같이 묻힘깊이, 헤드 플레이트 직경, 균열폭, 그룹여부이다. 유효묻힘깊이 h_ef는 두 가지 (100 mm, 110 mm)를 고려하였고, 앵커의 헤드 플레이트 직경 세 가지(32 mm, 40 mm, 48 mm), 균열폭 세 가지(0 mm(비균열), 0.3 mm, 0.5 mm), 그 리고 앵커의 그룹 앵커 여부를 실험 변수로 선정하였다. Table 1의 첫 번째 열은 시험체 종류별로 각 실험변수를 어떻게 고려했는지를 나타내며, 각각의 문자는 유효묻힘깊이(H), 헤드 플레이트 직경(P), 균열 폭(C), 그룹 앵커 여부(S-단일, G-그룹)를 의미한다. 문자 뒤의 숫자는 그 크기를 나타낸다. 예를 들어, ‘H110-P32-C0-S’ 타입은 유효묻힘깊이 110 mm, 헤드 플레이트 직경 32 mm, 균열폭 0 mm, 단일앵커를 의미한다.

시험체는 각 타입별로 두 가지 가력 조건(단조, 반복하중)에서 인장시험을 수행하며, 조건별 시험체 개수는 Table 1에 나타낸 바와 같다.

2.2 시험체 개요

선설치 앵커볼트는 직경 16 mm의 M16 볼트를 사용했으며, 재질은 A193-B7(105 ksi) 이다. 앵커가 설치된 콘크리트의 28일 압축강도 f_c′는 23.4 MPa로, 타설시 제작된 ϕ100×200 mm 공시체의 압축강도 시험을 통해 얻었다. 콘크리트 시험체의 규격은 단일앵커 실험과 그룹앵커 실험에서 파괴면적을 고려하여 각각 Table 2와 같이 설정하였다.

앵커가 설치된 전체 콘크리트 시험체의 단면도 및 평면도는 Fig. 1, Fig. 2와 같다. Fig. 1은 단일 앵커가 설치된 시험체의 단면도이고, Fig. 2는 4개의 앵커가 설치된 그룹앵커 시험체의 평면도이다. 각 시험체에서 묻힘 깊이와 앵커 헤드 플레이트의 크기는 Table 1에 나타낸 시험 조건별로 다르게 설치된다.

본 실험에서 그룹앵커는 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 4개의 앵커볼트가 일렬로 나란히 설치된 것을 뜻하며, 각 앵커 사이의 간격은 실제 ESW 펌프의 정착부 앵커를 기준으로 상사비를 고려하여 64 mm로 설정하였다(SGH, 2014). 이 간격은 본 실험에서 앵커의 유효묻힘깊이의 1.5배인 1.5h_ef보다 작아 단일앵커가 아닌 앵커 그룹으로 고려해야 한다.

콘크리트 시험체의 균열은, Fig. 3에 나타낸 바와 같이 얇은 판을 앵커 묻힘 깊이와 동일한 깊이만큼 설치하여 모사하였다. 균열폭은 판의 두께를 조정하여 조절하였다.

본 실험에서 H110- 타입의 시험체들은 원래 묻힘깊이 150 mm로 제작 되었으나, 실험 계획 변경으로 콘크리트 블록 상부 표면을 40 mm 절단 후 최종적으로 묻힘깊이 110 mm로 제작 후 시험을 수행하였다.

2.3 가력 및 측정 상세

앵커 인발시험은 부산대 지진방재연구센터의 시험장비를 사용하여 수행되었다. 아래 Fig. 4는 단일 앵커 시험체의 인장 실험 준비 모습이다. 반력바닥에 바닥용 지그를 M24 볼트 10개로 체결하여 고정시켰다. 시험체는 바닥용 지그와 밀착시킨 후, 단일 앵커 시험체는 M24 볼트 12개로, 그룹 앵커 시험체는 M24 볼트 16개로 고정시켰다.

Fig. 4에 나타난 바와 같이 250kN UTM의 인장그립에 가력지그를 설치하여 실험을 수행하였고, 가력지그와 시험체는 각 앵커당 상단너트 2개, 하단너트 1개로 고정시켰다.

가력방법은 단조 및 반복 2가지로 하였고, 단조하중의 가력속도는 2 mm/min.으로 설정하였다. 반복 하중은 Fig. 5와 같은 방법으로 단조하중 가력 시험에서 최대 하중점 변위의 25%부터 175%까지 반복적으로 변위를 증가시키는 방식으로 실험을 수행하였다. 두 가력 방법 모두 효율적인 실험을 위하여 최대 하중 발현 이후에는 가력속도를 상승시켜 최대 변형량을 확 인하였다. 인장실험 진행 시 계측 sample rate는 10 Hz로 계측하였다.

3. 실험 결과 분석

이 장에서는 단조 및 반복 인장 하중을 받는 선설치 앵커의 인발 실험 결과를 분석하였다. 먼저 3.1절에서는 Table 1에서 나타낸 앵커 타입별로 실험 결과를 정리하였고, 3.2절에서는 각 실험변수별로 앵커의 인장강도에 미치는 영향에 대해 분석하였다.

3.1 선설치 앵커 인발시험 결과

아래 Fig. 6은 묻힘깊이 100 mm, 앵커 헤드 플레이트 직경 32 mm, 비균열 콘크리트에 묻힌 단일 앵커인 ‘H100-P32-C0-S’ 타입 시험체의 인발시험 결과이다. 그림에서 볼 수 있듯 단조하중 시험체 2개, 반복하중 시험체 4개 각각의 하중-변위 결과는 유사하게 나타났다.

Fig. 7은 그룹 앵커의 시험 결과 중 ‘H110-P32-C0-G’ 타입 시험체 결과를 나타낸 것이다. 여기서도 같은 종류의 실험을 수행했을 때 비슷한 하중-변위 곡선을 얻었다. 이외에 나머지 7개 타입의 시험체에서도 이와같은 단조하 중, 반복하중 시험결과를 얻었다. Table 3은 각 시험체의 실험 결과로부터 얻은 최대 인장 하중, 즉 인장강도 데이터와 실험 조건별 평균, 표준편차, 변동계수를 정리하여 나타내었다.

Fig. 8은 ‘H110-P32-C0-G’ 타입 시험체의 반복하중 가력 시험 후 파괴 모습을 나타낸다. 콘 형태의 파괴면을 관찰할 수 있었다.

3.2 실험 결과 분석

이 절에서는 실험결과를 조건에 따라 분석하여 정리해 보았다. 아래 Figs. 9~15의 반복하중 비교 그래프에서 실험 결과는 동일 조건의 4개 시험체 실험 결과 중 하나를 대표적으로 나타낸 그림이다.

먼저, 묻힘 깊이가 다른 비균열 콘크리트에 설치된 단일 앵커를 비교한 결과는 다음 Fig. 9에 나타낸 바와 같다. 묻힘 깊이가 증가하면서 단조, 반복 하 중에서 모두 최대 인장하중도 증가함을 볼 수 있다.

동일 조건의 단일, 그룹 앵커 시험체 결과를 비교하면 다음 Figs. 10, 11, 12와 같다. Fig. 10은 비균열 콘크리트에 묻힘깊이 110 mm로 묻힌 단일 앵커와 그룹 앵커의 실험결과를 비교한 것이고, Fig. 11과 12는 각각 균열폭 0.3 mm, 0.5 mm의 균열 콘크리트에 묻힌 앵커의 인발 실험 결과를 나타내고 있다.

실험 결과 단일 앵커와 그룹 앵커의 강성 차이로 인해 하중-변위 곡선의 기울기가 다른 것을 확인할 수 있었다. 또한, 단일 앵커에 비해 그룹 앵커의 인장 강도는 증가하지만 앵커의 수만큼 비례해서 증가하지는 않는 것을 확인 할 수 있다. 이는 앵커의 간격에 따라 브레이크아웃파괴 투영면적이 달라지고 콘크리트 브레이크아웃강도에 영향을 준다는 기존 이론에 부합하는 결과이다.

Fig. 13, 14는 균열폭의 영향을 나타낸 그림이다. Fig. 13은 단일앵커, Fig. 14는 그룹앵커가 비균열 콘크리트 또는 균열이 있는 콘크리트에 묻힌 경우 인발 실험 결과로 얻은 하중-변위 관계를 나타낸다. 비균열 콘크리트에 묻힌 앵커의 최대 인장하중이 가장 크고, 균열 콘크리트에서는 균열폭이 증가하며 최대 인장하중이 소폭 감소함을 볼 수 있다.

Fig. 15는 앵커 헤드 플레이트의 직경이 앵커 인장강도에 미치는 영향을 비교한 그림이다. 평균적으로 앵커 헤드 플레이트의 직경은 앵커 인장강도 에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.

Table 3의 평균 콘크리트 브레이크아웃강도 실험 결과를 예측 모델식과 비교하면 각 변수의 영향을 더 명확하게 확인할 수 있다. 콘크리트 브레이크 아웃강도 예측을 위한 모델식은 여러 연구자들에 의해 제안되어 왔으나[5], 본 연구에서는 설계기준 모델식을 사용하여 분석하였다.

ACI[6-7] 및 국내 콘크리트구조설계기준[2]에서 동일하게 제시된 인장력을 받는 앵커의 공칭 콘크리트의 브레이크아웃강도 N_cb는 다음 식 (1)과 같다.

여기서, N_b는 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 브레이크아웃강도로, 본 실험에서는 묻힘깊이 h_ef<280 mm이므로, 아래 식 (2)와 같이 계산한다.

여기서, 계수 k_c는 선설치앵커이므로 k_c = 10 이고, f_c′는 콘크리트 압축강도를 의미하고, 실험결과를 바탕으로 f_c′ = 23.4 MPa를 사용하였다.

식 (1)의 A_Nco는 연단거리 또는 간격에 제한을 받지 않는 경우, 인장강도 산정을 위한 단일 앵커의 콘크리트 파괴면 투영 면적을 의미하고 아래 식 (3) 과 같이 계산한다. A_Nc는 인장강도 산정을 위한 단일 앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴면 투영면적으로, 본 실험에서 사용한 앵커 그룹의 경우 아래 식 (4)와 같이 계산할 수 있다.

여기서, s는 앵커 간격을 의미하고, 본 실험에서 s=64 mm를 사용하였다.

식 (1)의 ψ_ec,N는 앵커 그룹이 편심하중을 받는 경우 인장강도 수정계수로, 본 실험에서는 편심은 없다고 보고 ψ_ec,N=1로 두었다. ψ_ed,N는 연단거리 영향에 따른 인장강도 수정계수이고, 여기서 최소 연단거리 c_a,min ≥ 1.5h_ef이므로 ψ_ed,N=1로 계산하였다. ψ_c,N는 콘크리트 균열 유무에 따른 수정계수로, 균열이 없는 콘크리트의 경우 ψ_c,N=1.25, 균열이 있는 경우 ψ_c,N=1을 사용하였다. ψ_cp,N은 보조철근을 사용하지 않는 비균열 콘크리트에 사용되는 후설치앵커의 수정계수이므로 본 논문에서는 해당사항이 없어 고려하지 않았다.

Table 4는 앵커 타입별로 모델식 계산 결과를 종합하여 정리한 것이다. 모델식에서 균열 폭의 증가나 앵커 헤드 플레이트의 크기에 관한 변수는 제시하지 않았기 때문에 균열폭이나 앵커 헤드 플레이트 직경에 따라 모델식 계산 결과는 동일하다.

Figs. 16~19는 위 Table 3에 나타낸 실험으로 얻은 콘크리트 브레이크 아웃강도와 Table 4에 나타낸 ACI 및 KCI 모델로 계산한 강도 결과를 비교한 그래프이다. 실험값은 하중 조건별(단조 - Monotonic, 반복 – Cyclic)로 평균하여 표식으로 나타내고, 전체 평균값(Average)은 실선으로 나타내었다. 그래프에서 ACI 및 KCI 모델 계산값 N_cb는 점선으로 나타내었다. 모든 실험 조건에서 실제 앵커 콘크리트 브레이크아웃강도는 모델식의 공칭 브레이크아웃강도의 1.5~2배 정도임을 확인할 수 있었다. 이와 같은 차이는 ACI의 공칭 강도 모델식이 개별 앵커 실험 강도의 5% 분위수를 기준으로 제안되었기 때문이라고 할 수 있다.

Fig. 16, 17과 같이 현재 모델식에서 고려하고 있는 묻힘깊이나 그룹앵커의 영향은 모델식과 유사한 경향성을 확인할 수 있었다.

Fig. 18에 나타난 바와 같이 앵커 헤드 플레이트 직경의 영향은 모델식에서 고려하지 않으며, 실험 결과에서도 뚜렷한 경향성은 확인할 수 없었다.

Fig. 19를 보면, 모델식에서는 균열의 유무만을 평가하고 있기 때문에 균열폭 0.3 mm, 0.5 mm의 예측값은 동일하지만 실험에서는 균열폭이 증가하면서 브레이크아웃강도가 저하되는 경향을 확인할 수 있었다. 단일 앵커의 경우 비균열 콘크리트에 묻힌 앵커에 비해 0.3 mm 균열이 발생할 때 약 7%, 0.5 mm 균열이 발생했을 때 약 17% 정도의 강도 저하를 확인하였고, 그룹앵커의 경우 각각 12%, 16% 수준의 강도 저하를 확인하였다.

4. 결 론

본 논문에서는 원자력발전소 내부 기기들의 지진취약도 평가를 위한 기초자료로서, 다양한 조건의 선설치앵커 브레이크아웃강도를 실험적으로 분석해 보았다. 실험 변수는 앵커의 매립깊이, 그룹 앵커 여부, 헤드 플레이트 직경, 균열폭으로 설정하였고, 시험체 종류별로 단조 및 반복하중 조건으로 인장시험을 수행하였다. 모든 실험 조건에서 실제 측정된 앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도는 기존 CCD 방법 기반의 ACI 및 KCI 모델식의 경향과 동일하게 매립깊이가 증가하면 콘크리트 브레이크아웃강도가 증가하고 그룹앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도는 파괴면 투영면적에 따라 증가함을 확인하였다. 실험 결과로부터 설계기준 모델식에서 고려하지 않는 앵커 헤드 플레이트 직경과 균열폭의 영향도 확인하였다. 앵커 헤드 플레이트 직경은 콘크리트 파괴강도와 직접적인 상관관계를 갖지 않는 것으로 판단하였으나, 균열폭의 경우 균열폭 크기 증가에 따른 강도 저하를 확인하였다. 균열폭이 0.3 mm, 0.5 mm 발생했을 때 콘크리트 브레이크아웃강도는 비균열콘 크리트 대비 단일 앵커 기준으로 약 7%, 17% 정도, 그룹 앵커 기준으로 약 12%, 16% 감소함을 확인할 수 있었다.

단일앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도에 관한 연구 결과들에 비해 앵커 간격이 좁은 그룹앵커 실험 결과는 부족한 편이며[8], 동일 조건으로 균열폭의 영향까지 고려한 경우는 드물기 때문에 본 연구 결과는 추후 다양한 조건으로 정착된 기기의 정착부 성능 평가 및 지진취약도 평가에 활용성이 높을 것으로 판단된다. 또한, 본 연구에서 실험장비 및 예산 등의 한계로 수행하지 못했던 그룹 앵커의 배치 형태나 앵커의 직경 등의 영향을 추가적으로 분석한다면 보다 합리적인 기기 정착부 성능 평가가 가능할 것으로 기대된다.