< PreviousMagazine of the Korea Concrete Institute 38 2. 고강도 전단철근을 사용한 철근콘크리트 전단 성능 고강도 전단철근의 적용성을 검토하기 위하여 전 단파괴한 철근콘크리트 보의 실험 결과를 분석하 여 파괴모드, 균열의 폭, 전단강도비의 변화를 검 토하였다. 분석한 데이터의 전단철근의 항복강도 는 232.7 MPa ~ 1,451 MPa, 콘크리트의 압축강도는 12.7 MPa ~ 139.2 MPa이었다. 2.1 전단 파괴모드 <그림 1>과 같이 트러스 모델에 근거하여 전단강도를 유도할 경우에 전단강도는 복부 콘크리트의 유효압축강 도, 전단철근의 인장강도, 주철근과 그 주변 콘크리트에 의한 인장강도에 의하여 결정된다. 기준에서 전단철근 의 최대 항복강도를 제한하는 이유 중 하나는 전단철근 이 항복하기 이전에 콘크리트가 압축 파괴하는 것을 방 지하기 위한 것이다. 고강도 전단철근은 항복변형률이 크기 때문에 전단철근이 항복하기 이전에 복부 콘크리 트가 압축파괴 하여 전단파괴할 가능성이 높다. <그림 2>는 전단철근에 부착된 변형률 게이지값을 이 용하여 전단철근의 항복 여부를 관찰한 결과이다. <그림 2>의 축은 전단강도에 도달했을 때의 전단철근의 변형 률()을 전단철근의 항복변형률( )로 나눈 값이다. 따라서 ‘1’ 이상은 철근이 항복한 이후에 전단강도에 도 달하여 기준에서 요구하는 전단인장파괴를 만족한 결과 이다. 그림에서 전단파괴 시의 전단철근의 변형률은 콘 크리트의 압축강도( )가 증가함에 따라서 함께 증가 함을 알 수 있다. 이는 콘크리트의 압축강도가 증가하면 콘크리트의 전단내력이 증가하여 전단철근이 발휘할 수 있는 전단저항성분도 증가하기 때문이다. 이러한 결과 는 콘크리트의 압축강도에 따라서 사용되는 전단철근의 항복강도를 다르게 하고 있는 JSCE-02 기준 식과 유사 하다. 그림에서 콘크리트의 압축강도가 약 35 MPa 이하 이며 650 MPa 이상의 고강도 전단철근을 사용한 실험 체에서는 전단철근이 항복하기 이전에 부재가 파괴되었 지만, 콘크리트 압축강도가 35 MPa를 초과하였을 때는 약 750 MPa의 고강도 전단철근을 사용한 경우에도 전 단철근이 항복하여 기준의 요구조건을 만족하였다. 2.2 전단균열의 폭 ACI 318-19 기준 식을 포함해서 여러 설계 기준이 전 단철근의 항복강도를 제한하는 이유는 균열의 폭을 제한 하기 위함이다. 고강도 전단철근을 사용할 경우에 사인 장균열의 폭이 증가할 가능성이 높으며, 특히 단면의 높 이가 증가할 경우에 균열의 폭이 증가할 수 있다. 실험결 그림 1. 철근콘크리트 트러스모델 그림 2. 콘크리트 압축강도와 전단철근 변형률 관계(Lee et al, 2011) 그림 3. 사인장균열의 측정 특집 5 | SPECIAL ARTICLES제 32권 1호 2020. 01 39 과 분석에 사용된 실험체의 균열폭 측정방법은 <그림 3> 과 같다. <그림 3>과 같이 LVDT를 설치하여 평균 균열 폭을 측정하였다. 또한, 사인장균열이 발생한 이후에 균 열과 직각 되는 방향으로 선을 긋고 균열측정장치, 데맥 (demac gauge), 균열확대경을 이용하여 하중 단계별로 변화하는 사인장균열의 폭을 측정하였다. 실험에서는 각 지점에서 단면 깊이의 1/2만큼 떨어진 지점에서 부재 축 방향으로 단면깊이(h)까지의 웨브 구간을 전단영역으로 설정하고 이 구역에서 발생한 사인장균열의 폭, 각도, 수 를 측정하였다. 실험체의 상하부에서는 휨균열이 발생할 수 있으므로 단면의 상하부에서 발생한 균열은 측정에 서 배제하였으며, 단면 중심에서 상ㆍ하 h/2 안에 발생한 균열만을 평가하였다. <그림 4>는 하중 단계별로 전단균 열 영역 안에서 측정한 사인장균열의 변화를 나타낸다. 하중레벨이 약 40 %에 도달할 때까지 사인장균열은 거 의 발생하지 않았다. 하중레벨이 약 40 %를 초과한 이후 에 사인장균열이 복부에 발생하였으며 균열의 폭은 하중 이 증가함에 따라 함께 증가하였다. 균열의 폭은 균열의 발생 시기에 따라서 달라지며 대체로 균열 발생 시기가 빠르면 최종하중 단계에서의 균열의 폭도 넓었으며 동일 한 실험체에 발생한 균열의 최대값과 최소값은 약 1mm 정도의 차이가 발생하였다. ACI 224R-01(2001)에서 는 사용하중 단계에서 철근콘크리트부재의 균열의 폭이 0.41 mm 이하가 되도록 설계하는 것을 권장하고 있다. < 그림 4(a)>는 항복강도 480 MPa의 보통강도 전단철근 을 사용한 실험체의 균열폭을 나타내며, <그림 4(b)>는 667 MPa의 고강도 전단철근을 사용한 실험체의 사인장 균열 폭을 나타낸다. 그림에서 확인할 수 있는 것처럼, 거 의 모든 실험체에서 전단철근의 간격이 증가함에 따라서 균열의 폭이 증가하였으며, 보통강도 전단철근을 사용 한 경우보다 고강도 전단철근을 사용한 보의 사인장균열 폭이 증가하였다. 그러나 고강도 전단철근을 사용한 실 험체의 경우에도 사용하중 단계에서의 균열의 폭은 ACI 224R-01에서 권장하는 0.41 mm보다 낮게 측정되어 고 강도 전단철근을 사용하여도 사용성에 큰 문제가 없음을 알 수 있었다. 2.3 전단강도비 <그림 5>에는 콘크리트구조 학회기준(2017)에 의해 계산한 전단강도와 실험에서 측정한 전단강도를 비교 하였다. 콘크리트구조 학회기준(2017)의 전단강도를 계 산할 때는 전단철근의 실제 도달 항복강도를 사용하였 다. <그림 5>에서 전단철근이 항복강도가 증가함에 따 라서 전단여유치(실험강도/기준식 전단내력)가 감소하 였다. 그림의 경향을 보았을 때 전단철근의 항복강도가 약 650 MPa인 경우에는 부재가 전단강도에 도달할 때 전단철근이 항복강도에 도달할 수 있지만, 전단철근의 항복강도가 650 MPa 이상이 되며 보통강도 콘크리트가 사용될 때는 전단철근이 항복강도에 도달하지 않을 가 능성이 있음을 알 수 있다. 3. 철근콘크리트 보의 크기효과 철근콘크리트 보의 크기효과에 대해서는 Kani(1967), Zararis와 Papadakis(2001), Bentz(2009), Bazant와 Yu(2005)이 주로 연구를 수행하였다. Kani, Zararis와 Papadakis의 연구 결과에 의하면 대형보의 전단거동은 크기효과의 영향을 받으며 크기효과에 영향을 주는 주 그림 5. 전단강도비와 전단철근의 항복강도(이정윤, 2020)그림 4. 하중 단계별 사인장균열 폭의 변화(Lee et al, 2015) (a) 보통강도 전단철근 사용(b) 고강도 전단철근 사용Magazine of the Korea Concrete Institute 40 요 원인으로 단면의 유효깊이와 전단경간비 등 이었다. Bentz는 약 1,100개의 전단보강이 되지 않은 콘크리트 의 전단응력과 크기효과의 상관관계를 분석하여 전단응 력 또한 크기효과의 중요한 변수임을 확인하였다. 한편, Bazant와 Yu의 크기효과 실험 분석을 살펴보면 <그림 6>과 같이 단면의 유효높이가 1.1 m 이상인 실험 결과 는 매우 적다. 철근콘크리트 대형보의 크기효과에 관해 확인하기 위 해 전단철근이 있으며 단면의 높이가 600 mm 이하인 53개의 철근콘크리트 보 실험결과와 대형보 실험결과를 비교하였다. 비교된 실험체는 모두 전단인장파괴한 실 험체이며, 전단철근의 항복강도는 233 ~ 1451 MPa, 콘 크리트 압축강도 13 ~ 139 MPa이다. <그림 7(a)>와 같 이 대형보의 경우 단면의 높이가 600 mm 이하인 실험 체들과 비교했을 때 전단강도비가 낮은 경향을 나타냈 다. 이러한 내력저감이 발생하는 이유 중 하나는 현재 콘크리트구조 학회기준(2017)에서는 크기효과를 고려 하지 않기 때문에 단면 높이가 증가할수록 전단강도비 가 감소하기 때문이다. 크기효과가 전단강도에 미치는 영향을 파악하기 위 해 EC2-04에서 사용되고 있는 크기효과 계수를 적용 하여 철근량과 전단내력비의 관계를 <그림 7(b)>에 나 타냈다. 크기효과 계수는 콘크리트구조 학회기준(2017) 의 전단설계식에 적용할 수 있도록 EC2-04의 크기효과 계수를 수정하여 사용하였다. 그 결과 크기효과를 고려 한 철근콘크리트 대형보의 전단강도비는 단면의 높이가 600 mm 이하인 철근콘크리트보의 전단내력비와 유사 해지는 것을 확인할 수 있었다. 4. 맺음말 고강도 철근을 적용하기 위해서는 다양한 변수에 대 하여 검증이 필요하다. 본 기사에서는 고강도 전단철근 을 사용한 철근콘크리트 보의 실험 결과를 분석하였으 며 주요 결과는 다음과 같다. 1) 파괴모드의 관점 : 고강도 전단철근을 사용한 철근 콘크리트 보의 전단파괴모드는 콘크리트의 압축강 도에 영향을 받지만, 보통강도 콘크리트를 사용한 경우에도 항복강도 650MPa 전단철근은 기준에서 요구하는 전단인장파괴에 의하여 파괴되었다. 2) 전단균열의 관점 : 보통강도 전단철근을 사용한 경 우보다 고강도 전단철근을 사용한 보의 사인장균 열 폭이 증가하였다. 그러나 고강도 전단철근을 사 용한 실험체의 경우에도 사용하중 단계에서의 균 열의 폭은 0.41 mm보다 낮게 측정되어 고강도 전 단철근을 사용하여도 사용성에 큰 문제가 없다. 3) 전단강도비의 관점 : 고강도 전단철근을 사용한 철 근콘크리트 보의 전단강도비는 전단철근의 항복강 그림 6. 선행연구 실험체의 유효깊이 분석(Bazant and Yu, 2005) (a) 크기효과를 적용하지 않은 대형보의 전단강도비 (b) 크기효과를 적용한 대형보의 전단강도비 그림 7. 철근콘크리트 보의 전단강도비 특집 5 | SPECIAL ARTICLES제 32권 1호 2020. 01 41 도가 증가함에 따라서 증가하였다. 그러나 전단철 근의 항복강도가 650 MPa 이하인 경우에는 전단 강도비가 ‘1’ 이상이 되어 기준의 요구조건을 만족 하였다. 4) 대형 부재의 관점 : 단면의 깊이가 증가하여도 파괴 모드는 기준의 요구조건을 만족하였지만, 부재의 유효깊이가 증가할 경우 전단강도비가 ‘1’ 이하가 될 수 있어 크기효과의 영향을 반영할 필요가 있다. 또한, 균열의 폭이 증가하므로 주의가 요구된다. 4) 전단철근의 설계기준항복강도 제안 : 보통강도 콘 크리트를 사용한 경우에도 전단철근의 설계기준항 복강도는 600 MPa 까지 가능할 것으로 판단되며, 콘크리트의 항복강도를 변수로 한 전단철근의 설 계기준항복강도 제한식이 필요하다. 담당 편집위원 : 이정윤(성균관대학교) jungyoon@skku.edu 1. 이정윤, “철근콘크리트구조 3판”, 동화기술, 2020 2. 한국콘크리트학회, “콘크리트구조 학회기준”, 2017. 3. ACI Committee 318, “Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-19) and Commentary (ACI 318R-19),” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2019. 4. ACI Committee 224, “Control of Cracking in Concrete Structures (ACI 224R-01),” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2001. 5. Bazant, Z. P., and Yu, Q., “Designing Against Size Effect on Shear Strength of Reinforced Concrete Beams without Stirrups: I. Formulation,” Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 131, No. 12, 2005, pp. 1877-1885. 6. Bentz, E. C., Shear, “Strength of Members without Transverse Reinforcement,” Structures Congress, 2009. 7. Canadian Standards Association, “Design of concrete structures,” Mississauga, Ont.: Canadian Standards Association, 2004. 8. Comite European de Normalisation (CEN), “Eurocode 2: Design of Concrete Structures,” Part 1-1 General Rules and Rules for Buildings (BS EN 1992-1-1), Lausanne, Switzerland, 2004. 9. Kani, G. N. J., “How Safe Are our Large Reinforced Concrete Beams?” ACI Journal Proceedings, V. 64, No. 3, Mar. 1967, pp. 128-141. 10. Lee, J.-Y., Choi, I.-J., Kim, S.-W., “Shear Behavior of Reinforced Concrete Beams with High Strength Stirrups,”ACI Structural Journal, Vol.108, No.5, pp. 620-629, 2011. 11. Lee, J.-Y., Lee, D.-H., Lee, J.-E., and Choi, S.-H., “Shear Behavior and Diagonal Crack Width for RC Beams with High Str ength Shear Reinforcement,”ACI Structural Journal, Vol.112, No.3, pp. 323-333. 2015.05 12. Mattock, A. H., and Wang, Z., Shear. “Strength of Reinforced Concrete Members Subject to High Axial Compressive Stress,” ACI Structural Journal, V. 81, No. 3, May-June 1984. 13. Moretto, O., An. “Investigation of the Strength of Welded Stirrups in Reinforced Concrete Beams,” ACI JOURNAL, Proceedings V. 42, No. 2, Feb. 1945. 14. Zararis, P., and Papadakis, G. C., “Diagonal Shear Failure and Size Effect in RC Beams without Web Reinforcement,” Journal of Structur al Engineering, ASCE, V. 127, No. 7, 2001. 참고문헌신동익 박사과정 은 성균관대학교 건설환경시스템공학과 석·박통합과정 에 재학 중이며, 현재 전단 거동 평가 및 고강도 전단철근의 적용성에 대한 연구 를 진행 중이다. tlsehddlr@skku.edu 이도형 교수는 Imperial College London에서 철근콘크리트 교량의 내 진거동에 관한 연구로 박사학위를 취득 하였으며 영국 Halcrow Group을 거쳐 2001년부터 배재대학교 건설환경철도 공학과 교수로 재직 중이다. 주요 연구 분야는 철근콘크리트 구조의 내진해석, 내진설계 및 내진성능평가이고, 우리학 회 연구위원장 및 구조기준위원회 간사 를 역임하였다. dohlee@pcu.ac.kr 이정윤 교수는 전단 내력 및 연성 평가에 대한 연구로 Kyoto University 에서 박사학위를 취득한 후 미국 University of Houston에서 면내하중 을 받는 막요소에 대한 연구를 수행하였 으며, 2000년부터 성균관대학교 건설 환경공학부 교수로 재직하고 있다. 주 연구 분야는 전단 및 비틀림 거동 평가 및 구조물의 연성평가이며 우리 학회 편 집담당부회장을 맡고 있다. jungyoon@skku.eduMagazine of the Korea Concrete Institute 42 기술기사 1 | TECHNOLOGY ARTICLES 박용준 Yong-Jun Park ㈜옥당산업 연구소/전임연구원 신재경 Jae-Kyung Shin ㈜선공 대표이사 김은영 Eun-Yeong Kim ㈜옥당산업 대표이사 원자력 발전소 콘크리트 구조물 해체 및 포집 기술 Nuclear Power Plant Concrete Structure Dismantling and Collection Technology 1. 머리말 세계적으로 수명 및 환경적인 문제 등으로 영구 정지되어, 해체를 준비 중인 원자력 발전소(이하, 원전)가 증가하고 있다. 외국의 경우 약 15년에서 45년에 걸쳐 원전 구조물 해체 기술을 연구하여 해체 장비의 원격 제어 기술을 필두로 제 염, 해체, 감용 및 재활용과 관련한 원전에 특화된 해체 기술이 발전하였다. 이러한 기술은 나날이 발전하여 미국, 유럽 및 일본과 같은 해체 기술 선도국들은 <그림 1>과 같이 진보된 원전 해체 공정 프로세스를 바탕으로 해외 원전 해체 시 장을 장악해 나가고 있다. 특히, 원전 해체 계획에서 중요시되는 핵연료 주변 콘크리트는 방사능의 오염되지 않게 철판을 콘크리트 내부 안쪽 으로 설치하였어도 최대 5 cm 정도가 방사능에 오염됐을 거라고 판단한다. 그래서 원전 해체 시 방사능의 오염으로 인 한 피해를 줄이기 위해 제염 장비를 통하여 콘크리트 해체가 이루어져야 하고, 발생하는 분진들을 포집하기 위하여 포 그림 1. 원전 해체 공정 Process제 32권 1호 2020. 01 43 표 1. 완전히 해체된 원자로(IAEA) No. Country LocationType of reactorOperation periodDeactivation phaseDeact. expense 1독일 HDR Grosswelzheim (Bayern) BWR 25MWe 2 years (1969 ~ 1971) Immediate Decon - 2독일VAK Kahl BWR 16MWe 25 years (1960 ~ 1985) Immediate Decon - 3독일 Niederaichbach (KKN) GCR 106MWe 2 years (1972 ~ 1974) -- 4미국 Fort St. Vrain GS (Colorado) HTGR (helium-graphite) 380MWe 12 years (1977 ~ 1989) Immediate Decon$195 million 5미국Maine Yankee NPP PWR 860MWe 24 years (closed in 1996) Decon completed – Demolished in 2004(greenfield open to visitors) $635 million 6미국 Rancho Seco NGS (California) PWR 913MWe 12 years (Closed after referendum in 1989) SAFSTOR: 5–10 years completion in 2009 Fuel in insite long-term dry-cask storage $538.1 million ($200– 500/kWe) 7미국 Shippingport (Pennsylvania) BWR 60MWe 25 years (closed in 1989) Decon completed dismantled in 5 years (first small experimental reactor) $98.4 million 8미국 Yankee Rowe (Massachusetts) PWR 185MW 31 years (1960 ~ 1991) Decon completed – Demolished (greenfield open to visitors) $608 million with $8 million per year upkeep 9미국 Trojan NPP (Oregon) PWR 1,180MWe 16 years (Closed in 1993 because of nearby to seismic fault) SAFSTOR (cooling tower demolished in 2006) - 10미국 Haddam Neck (Connecticut) BWR 582MWe 28 years (1968 ~ 1996) Immediate Decon- 11미국 Big Rock Point (Hayes Township, Charlevoix County) BWR 75MWe 35 years (1962 ~ 1997) Immediate Decon$390 million 12미국 Shoreham (East Shoreham, New York) BWR 820MWe 3 years (1986 ~ 1989) License Terminated- 13미국 Saxton (Pennsylvania) 23.5MWe 11 years (1961 ~ 1972) License Terminated- 14미국 Pathfinder (Sioux Falls, SD) Superheat BWR-License Terminated- 15미국Elk River BWR 22MWe 3 years (1965 ~ 1968) --Magazine of the Korea Concrete Institute 44 기술기사 1 | TECHNOLOGY ARTICLES 집기를 같이 사용하여야 한다. 그러나 원전 해체가 처음인 우리나라의 경우는 외국에 원전 해체 사례를 토대로 제염 시 발생하는 분진들을 포 집하기 위한 포집 관련 시스템에 대한 연구 및 개발이 기 술적으로 미비한 상태이며, 실제로 구체적인 포집에 관 련한 계획 및 목적이 없는 실정이다. 따라서 본 기사에서는 핵 주변 오염된 콘크리트를 제 염장비로 제거할 시 발생하는 분진을 효율적으로 포집하 기 위하여 일차적으로 포집 시스템에 대한 국외 사례를 조사하고, 이를 토대로 포집 시스템을 설계하고자 한다. 2. 해외 포집 사례조사 세계적으로 영구 정지된 원전은 현재 총 150개이며, 가동하는 원전 중 가동 연수가 30여 년이 지나 노후화된 원전은 전체에서 50 %를 차지하기 때문에 앞으로 영구 정지 될 원전은 계속 늘어날 것으로 예상한다. 특히, 150 개의 영구 정지된 원전 중 완전해체된 원전은 단 18개에 불과하고 또 해체한 나라도 미국, 독일, 일본, 스위스, 영 국밖에 없어 기술의 범위가 매우 좁은 상태이다. <표 1> 은 세계의 완전해체된 18개의 원전이며 미국이 가장 많 은 비율을 차지하고 있다. 원전을 해체하는 데 있어 원전 내에 핵 주변 콘크리트 를 제염하고, 발생하는 분진을 포집하기 위한 기술이 가 장 중요하여 완전히 해체된 18개의 원전 중 당시 해체과 정에서 제염 기술과 포집 기술을 사용한 자료가 존재하 는 3개의 원전 사례를 조사하였다. No. Country LocationType of reactorOperation periodDeactivation phaseDeact. expense 16영국 Windscale Pile 1 Pile 2 Aircooled, graphite- moderated reactor for weapons- grade plutonium Windscale fire of October 1957 was the worst nuclear accident In 2004 Pile 1 contained about 15 tonnes(14.76 L/T) of uranium fuel, and final completion of decommissioning is not expected Unitl 2037. - 17스위스LUCENS 8,3MWe CO 2- heavy water (experimental) (1962 ~ 1969) Incident: fire in 1969 Entombment for SAFSTOR & Decon: 24 years (internal demolition) - 18일본 Fukushima Dai-ichi NPP (Unit 1) BWR 439MWe Nov. 17, 1970~ Mar. 11, 2011 Since 2011 Tōhoku earthquake total nuclear meltdown Hydrogen explosion(INES 7) Estimated at ¥10 trillion for decontaminating Fukushima and dismantling all reactors in Japan 그림 2. VAK 원전로 그림 3. Logistics of the HP/CORD UV Process제 32권 1호 2020. 01 45 2.1 VAK(독일) <그림 2>와 같이 VAK 원전의 경우 1960 ~ 1985년 약 25년간 가동을 하였으며, 제염 방법은 <그림 3>과 같이 HP/CORDUV(AR EVA)를 사용하였다. 그 장점 은 다음과 같다. ① 재질 간의 높은 호환성 ② 전체 제염 과정은 물만 채워주면 진행 가능 2.2 Saxton(미국) <그림 4>와 같이 Saxton 원전의 경우 1961 ~ 1972 년 약 11년간 가동을 하였으며, 필터는 <그림 5>와 같이 HPFA Filter를 사용하였다. 포집기는 <그림 6>과 같이 깊이 6 mm까지 표면 오염에 매우 효과적인 기존의 연마 분사 방식과 달리 생성된 폐기물의 양을 최소화하기 위 해 스틸 샷과 같은 재활용 가능한 블라스트 매체를 사용 하였다. 또한, 제염 방법은 Concrete Scabbling 공법을 사용하 였다<그림 7>. 2.3 Big Rock Ponit (미국) <그림 8>과 같이 Big Rock Ponit 원전의 경우는 1962 ~ 1997년 약 35년간 가동을 하였으며, 필터는 <그림 그림 6. Abrasive Vacuum Blasting with Recyclable Blast Media 그림 7. Scabbling 그림 8. Big Rock Point 원전로 그림 4. Saxton 원전로 그림 5. High Efficiency Particulate Air Filters(HEPA)Magazine of the Korea Concrete Institute 46 기술기사 1 | TECHNOLOGY ARTICLES 9>와 같이 HPFA Filter를 사용하였다. 제염방법은 <그림 10, 11>과 같이 Mobile Integrated Piping Decontamination and Characterizat ion System (MIP-DC) 공법을 사용 하였다. 3. 포집 시스템 설계 포집 시스템 설계는 위에 사례조사와 원전 해체의 기 술들을 바탕으로 진행하였으며, 미세분진 포집 효율성 증대와 고효율 필터의 교체 주기를 최소화하기 위해 1차 는 중력식 포집 장치, 2차는 원심식 포집 장치, 3차는 여 과식 포집 장치로 총 3단계의 포집 시스템을 <그림 12> 와 같이 설계하였다. 3.1 중력식 포집 장치 제염기에 의해 분진이 발생하는 경우 1차 포집 시스템 인 중력 포집 장치에는 중력만을 활용하여 포집 될 수 있 는 규모의 분진이 포집되며, 중력에 의해 포집된 분진이 방사능 폐기물 드럼에 포화할 경우 무인 반출 프로세스 에 의해 반출 가능하도록 설계하였다. 또한, 제염기에서 분진이 유입되는 입구 측과 2차 원 심식 포집 장치와 연결된 출구 측에 모터에 의해 제어 되는 커플링을 설치하여 무인화 구현하였으며, 분진의 90 % 이상 포화 시 방사능 유출방지 캡을 이용하여 기밀 화 후 반출, 국제표준규격에 따라 방사성 폐기물 드럼통 은 내경 572 mm, 높이 851 mm로 <그림 13>과 같이 설 계하였다. 3.2 원심식 포집 장치 중력 포집 장치에서 포집되지 않은 분진은 2차 포집 시스템인 원심식 포집 장치로 이동되며 중규모 분진이 제거되고, 1차 중력 포집 장치에서 분진이 유입되는 입 구 측에 설치된 고속 팬에 의해 내부 기류를 형성함으로 써 분진이 이동하도록 설계하였다. 또한, <그림 14>와 같이 비교적 무거운 분진은 하향 나 그림 11. Pipe Loading onto the Mobile System at Big Rock Point 그림 12. 포집 시스템 설계 그림 9. High Efficiency Particulate Air Filters(HEPA) 그림 10. MIP-DC System Layout제 32권 1호 2020. 01 47 선운동에 따라 2차 방사성 폐기물 드럼통에 포집하고, 가벼운 초미세 분진은 상향 나선운동에 의해 3차 여과 식 포집 장치로 배출하도록 하였으며, 내부 기류를 형성 하는 팬의 사양은 미세분진과 초미세 분진의 충분한 포 집 효율을 만족시키기 위해 25~ 40 m/s, 배관의 지름이 15 cm일 경우 내부 기류 속도는 23.51 ~ 37.62 m/s의 범 위를 가지도록 설계하였다. 3.3 3차 여과식 포집장치 구성 포집 장치의 마지막 단계로서 2차 원심식 포집 장치 상단에 설치되어있는 고속 팬을 통해 전달된 초미세먼지 를 초기 단계에 Fiber 필터를 적용하여 5㎛ 이하의 분진 제거, 중간 단계에서는 Membrane 필터를 통해 1㎛ 이 하의 분진을 제거, 마지막 단계로 HEPA 필터를 통해 0.3 ㎛ 이하의 분진을 제거함으로써 세 가지 필터를 활용하 여 99.97 %의 여과 성능을 가지도록 <그림 15>와 같이 설계하였다. (b) 3차 여과식 포집시스템 모델 그림 15. 1차 중력식 포집시스템 설계 (a) 3차 여과식 포집시스템 세부설계 도면 (b) 1차 중력식 포집 시스템 모델 그림 13. 1차 중력식 포집 시스템 설계 (a) 1차 중력식 포집 시스템 세부설계 도면 (b) 2차 원심식 포집 시스템 모델 그림 14. 2차 원심식 포집시스템 설계 (a) 2차 원심식 포집 시스템 세부설계 도면Next >