BSSPBH_2012_v10n2_105.pdf5.58MB

• I. 서 론
• II. 바스켓 낙하 실증시험
• Ⅲ. 설계 개선안의 해석적 평가
• 가. 설계 개선안 도출
• 나. 설계 개선안에 대한 유한요소해석
• ① 기존 설계안에 대한 구조해석
• ② 설계 개선안에 대한 구조해석 결과
• IV. 설계 개선안의 시험적 평가
• 가. 인장시험
• 나. 압축시험
• V. 설계 개선안의 최종 선정
• VI. 결 론
• 감사의 글

I. 서 론

 원자력발전소에서 나온 사용후핵연료 건식저장시스템의 안전한 운영과 유지는 기본적으로 적절하게 선택된 설계기준에 좌우된다[1]. 이를 위해, 월성원자력본부에서는 조밀건식 저장시설인 MACSTOR/KN-400를 이용하여 CANDU type의 사용후핵연료를 바스켓에 담아 실린더에 10단 적재하여 보관하고 있다.[2]. 해당시설의 인허가 과정에서, 인허가 기관의요청에 따라 바스켓을 실린더 내로 이송하여 적재하는 과정에서 발생할 수 있는 사고조건에 대하여 실증시험을 수행하였다[3]. 고려한 사고조건은 두 가지 경우에 대한 것이다. 첫 번째는 바스켓이 7.5 m 높이에서 실린더 내로 자유낙하하는 경우이고, 두 번째는 실린더 내에 최하단 바스켓 한 조가 적재되어 있는 상태에서 다른 바스켓이 실린더 내부를 통하여 적재된 바스켓 위로 자유낙하하는 경우이다.

 바스켓의 낙하시험 이후 만족해야 하는 성능요건은 크게 두 가지이다. 첫 번째는 변형량에 대한 성능요건이고, 두 번째는 누설율에 대한 성능요건이다[3,4]. 변형량에 대한 성능요건은 바스켓의 낙하사고 이후 바스켓 취급장치를 이용하여 회수가능여부를 판단하기 위한 조건이다. 누설율에 대한 성능요건은 바스켓의 내부 방사성 물질이 바스켓 외부로 유출되지 말아야 하는 조건이다. 두 번째 실증시험 조건인 이미 적재된 바스켓 위에 다른 바스켓이 낙하하여 충돌하는 시험에서 아래에 적재되어 있는 바스켓에서 누설이 발생하였다. 기존 바스켓이 두 번째 성능요건을 만족시키지 못하였다.

 기존 바스켓으로 수행한 실증시험에서 일부 바스켓이 성능요건을 만족시키지 못함에 따라 바스켓 설계 개선의 필요성이 제기되었다. 이를 위해, 유한요소해석 및 시편시험 등을 통하여 설계 개선 방향을 설정하고 최종 개선안을 도출 하였다. 최종 개선안은 기존 제작공정 등을 고려하여 기존설계에서 변경을 최소화하고, 설계 개선이 건식저장시설의 다른 부속물에 미치는 영향을 최소화하는 방향으로 선정 되었다. 바스켓 최종개선안에 대한 실증시험이 재수행되었고, 요구되는 성능요건을 만족하였다. 이로써, 낙하사고 조건하에서 개선된 바스켓의 안전성 확보여부를 실험적으로 검증하였다.

 본 논문에서는 초기에 수행된 낙하실증시험 이후 바스켓의 최종 설계 개선안 도출을 위해 6개의 예비 설계안에 대하여 수행된 전산모사 및 시편시험, 그리고 이를 통한 최종 설계 개선안 도출 과정에 대하여 기술하고자 한다.

II. 바스켓 낙하 실증시험

설정된 사고조건에 대해 바스켓 낙하시험을 수행하기 위하여 한국원자력연구원에 설치한 낙하시험설비 및 바스켓은 Fig. 1과 같다. 낙하시험설비는 크게 실린더와 실린더를 지지하는 낙하타워로 구성된다. 실린더는 상부실린더 부분과 하부드럼 부분으로 나뉘어져 있으며, 각각은 볼트로 체결되어 실린더를 형성한다. 실린더를 두 개의 독립된 부분으로 나누어 제작한 것은 낙하시험 이후 바스켓의 변형이 심하게 발생하여 바스켓을 실린더 상부를 통하여 인출할 수 없을 때를 대비한 것이다. 이러한 경우 실린더 하부드럼을 해체하여 바스켓을 인출하도록 한다. 하부드럼은 2조가 제작되었으며 1조는 낙하시험시 사용하고, 다른 1조는 누설시험시 챔버로 사용한다. 

Fig. 1. Drop test facility and basket test model.

낙하시험설비는 조밀건식저장시설인 MACSTOR/KN-400의 실제 치수와 동일하게 제작되었으며, 바스켓이 7.5 m 높이에서 실린더 내부로 낙하할 수 있도록 제작되었다. 실린더는 강체바닥 위에 고정·설치되었으며, 실린더의 수직도가 0.01도의 오차범위 이내에서 설치되었다. 실제 조밀건식저장시설의 실린더는 공중에 매달려 있는 구조이다. 그러나, 시험조건을 선정하기 위해 사전 수행된 낙하해석 결과 실린더가 매달려 있는 경우보다 실린더 바닥이 변형하지 않는 바닥에 올려진 경우가 바스켓 관점에서 더 가혹한 조건으로 판명되었다. 따라서, 실증시험은 실린더가 변형하지 않는 바닥에 올려진 경우에 대하여 낙하시험을 수행하였다. 

 바스켓은 Fig. 1에서와 같이 실제 월성원자력본부에서 사용하는 바스켓을 사용하였으며 내부에 사용후핵연료를 대신하여 동일한 중량의 모형 중량(Dummy weight)을 넣어 무게를 보상하였다. 사용후핵연료 모형 중량 장전 후 바스켓 뚜껑을 덮고 월성원자력본부의 자동용접장치를 이용하여 용접 하였다. 시험모델은 실제 사용후핵연료를 동일 중량의 모형중량으로 교체한 것 이외에는 실제 바스켓과 동일하다고 할 수 있다.

 실린더 내에 1조의 바스켓을 적재하고 이미 적재된 바스켓 위로 다른 바스켓을 낙하한 시험에서 낙하하는 바스켓이 이미 적재된 바스켓의 상부를 타격하여 이미 적재된 바스켓 상부 용접부에서 누설이 발생하였다. 이는 낙하 바스켓의 하판 및 포스트 하부가 적재 바스켓의 상부 포스트를 타격하면서 상부 용접부에서 균열이 발생하였기 때문이다. Fig. 2와 Fig. 3에서 볼 수 있듯이, 낙하 바스켓 하판에는 낙하시험시 적재 바스켓의 상부 포스트와 충돌된 자국이 남아있다. 충돌 된 자국의 방향은 임의로 선정된 기준 방향에 대해 45°방향으로써 낙하 바스켓이 그 방향으로 먼저 낙하하였음을 알 수 있다. Fig. 4는 누설이 발생한 적재 바스켓의 상부 포스트 측면 용접부를 나타낸다.

Fig. 2. Bottom plate of dropped basket.

Fig. 3. The impact trace of basket bottom plate that collides with loaded basket's central post.

 낙하시험 이후 수행된 누설시험에서 적재 바스켓의 누설율은 1.5×10-2 atm·cm3/sec (He)으로 측정되었다. 이는 허용 누설율 10-5 atm·cm3/sec (He)를 크게 상회하는 값이다. 누설 발생 후 액체침투탐상법을 수행하여 누설발생 위치를 탐지하였다. Fig. 4에서 보면, 액체침투탐상법으로 비파괴검사를 수행하여 누설이 발생한 균열에 스며있던 빨간색의 침투액이 베어 나온 것을 볼 수 있으며, 이 곳에서 균열이 발생했음을 알 수 있다. 이 부위는 충돌 방향인 45°의 반대 방향인 225°방향이다. 충돌과 함께 반대 방향 용접부는 오히려 위쪽으로 들려 올라가는 강한 움직임이 작용하여 용접부가 파손된 것으로 평가되었다.

Fig. 4. Central post of loaded basket. PT(Penetrant test) shows the leakage location.

 바스켓 낙하실증시험에서 기존 바스켓 모델 일부가 누설과 관련된 성능요건을 만족시키지 못함에 따라 바스켓의 설계를 개선해야 할 필요성이 제기되었다. 바스켓의 설계 개선안 도출을 위해 유한요소를 이용한 구조해석과 용접부를 모사하는 시편시험이 여러 가지로 수행되었다. 다음 장에서는 여러 가지 설계 개선안을 도출하는 과정과 이 가운데서 가장 적합한 한 개의 개선안을 최종적으로 선택하는 과정에 대하여 기술한다.

Ⅲ. 설계 개선안의 해석적 평가

가. 설계 개선안 도출

낙하실증시험 이후 수행된 누설시험에서 적재 바스켓의 상부에서 허용 누설율을 초과하는 누설이 발생하였다. 낙하시험 결과 및 기존모델에 대한 낙하해석(기존 설계안에 대한 낙하해석은 다음 장에 기술하였다.) 결과를 분석하여 보면 누설이 발생하게 된 과정은 다음과 같다. 적재된 바스켓 위에 다른 바스켓이 낙하하면서 적재된 바스켓 상부의 블록(Spacer pad)에 낙하 바스켓 하판의 가장자리가 먼저 충돌한다. 낙하 바스켓 내부의 사용후핵연료 모형 중량에 의하여 낙하 바스켓 하판이 굽힘하중을 받으며 하판 중앙부의 처짐이 발생한다. 하판 중앙부가 적재 바스켓 중앙의 포스트를 가격하고 이에 의해 포스트와 바스켓 상판의 용접부에 과도한 충격이 발생한다. 이로 인해 용접부가 파손된다. 이러한 현상에 기초하여, 낙하 바스켓이 적재 바스켓을 타격할 때, 상부 용접부가 건전성을 유지하기 위한 바스켓 설계 개선 방향을 도출하였다. 다음과 같이 크게 4가지의 설계수정 방향을 설정하였다. 

 (1) 용접부 자체의 성능을 개선하는 방향: 용접부 자체의 성능을 향상시켜 적재 바스켓의 포스트가 타격되더라도 용접부가 파손되지 않도록 설계를 개선하고자 하는 방향이다.
 (2) 낙하 바스켓 하판의 처짐을 수용할 수 있는 방향: 낙하 바스켓과 적재 바스켓이 충돌하여 낙하 바스켓 하판에 처짐이 발생할 때 이 처짐이 적재 바스켓의 포스트 부분을 타격하지 않도록 하거나 타격 강도를 줄일 수 있는 방향으로 설계를 개선하고자 하는 방향이다.
 (3) 바스켓 상판의 굽힘저항성(bending rigidity)을 증가시키는 방향: 적재 바스켓 상판의 굽힘저항성을 증가시켜 포스트가 타격될 때, 발생한 충격을 견딜 수 있도록 하고자 하는 방향이다.
 (4) 바스켓 하판의 굽힘저항성을 증가시키는 방향: 낙하 바스켓 하판의 굽힘저항성을 증가시켜 낙하 바스켓의 하판이 처짐을 감소시키고자 하는 방향이다.

 이러한 설계 변경 방향을 고려하여 6가지의 설계 개선안을 도출하였다. 도출된 설계 개선안은 Table 1과 같다. 각각의 설계 개선안은 다음과 같다.

Table 1. The revised designs based on the design directio.

설계 개선안 #1의 설계변경을 도식화하면 Fig. 5와 같다. 설계 개선안 #1은 용접부 자체의 성능을 개선하기 위하여 포스트와 바스켓 상판이 접하여 용접되는 부분에 용접재가 많이 삽입되고 용접두께가 두꺼워질 수 있도록 바스켓 상판에 chamfer를 주는 방안이다. 이 개선안의 성능을 시험하기 위하여 유한요소해석과 함께 시편을 만들어 시험하였다. 시편시험을 수행한 내용은 4장에 기술하였다.

Fig. 5. The existing design and the first revised design.

 설계 개선안 #2의 설계변경을 도식화하면 Fig. 6과 같다. 설계 개선안 #2는 낙하 바스켓 하판이 처지면서 적재 바스켓의 스트를 타격하지 않도록 바스켓 상부에 spacer pad를 추가하는 방안이다. Fig. 6에서 최외곽 원주방향으로 배치된 spacer pad는 기존 바스켓에 이미 존재하던 것이고 그 안쪽에 작은 반지름을 갖는 원주방향으로 배치된 spacer pad가 설계 개선안#2에 추가된 것이다. Spacer pad는 바스켓 상판에 용접되어 부착되며, 바스켓을 실린더 내에 10단 적재할 때 상부 바스켓을 지지하는 역할을 한다. 낙하 바스켓이 낙하할 때, 기존의 적재 바스켓의 최외곽 spacer pad에 충돌하고 하판의 처짐이 발생하며 하판 중앙부가 적재 바스켓의 중앙 포스트를 타격한다. Fig. 6과 같이 spacer pad가 추가되면 낙하 바스켓 하판이 중앙 포스트를 타격하기 전에 추가된 spacer pad에 먼저 충돌하여 그 이후 중앙 포스트를 타격하는 충격 에너지를 저감할 수 있다고 판단하였다. 기존 바스켓 설계안에서 spacer pad만 추가되면 상판 아래는 허공이므로 힘을 받아줄 수 없다. 따라서, 추가된 spacer pad를 지지하기 위하여 기존 rib 일부분의 높이를 증가시키는 변경이 동반된다.

Fig. 6. Schematic drawing of the second revised design.

설계 개선안 #3은 바스켓 측벽의 두께를 증가시켜 바스켓 상판의 굽힘저항성을 증가시키는 방향으로 설계를 개선하는 방안이다. 바스켓 측벽의 두께를 증가시킬 때 두께의 증가 방향은 기존설계를 기준으로 바깥쪽으로 증가시켜 바스켓 내부의 체적에 영향을 주지 않도록 한다. 측벽의 두께를 바깥쪽 방향으로 증가시켜도 바스켓 상판과 하판의 외곽치수가 측벽 외경보다 크므로 바스켓의 전체외곽치수는 변경되지 않는다. 기존설계의 측벽의 두께는 9.52 mm이고, 설계 개선안의 측벽 두께는 14.0 mm이다.

설계 개선안 #4는 바스켓 하판의 두께를 증가시켜 바스켓 하판의 굽힘저항성을 증가시키는 방향으로 설계를 개선하는 방안이다. 바스켓 하판 두께의 증가방향은 바닥면을 기준으로 안쪽방향으로 증가시켰다. 바닥면을 기준으로 바깥방향으로 두께를 증가시키면 바스켓의 전체높이가 높아지게 되는데 이는 수용하기 어려운 설계변경이다. 왜냐하면, 설계변경으로 인하여 바스켓 외곽치수가 변경되면, 실린더 내부 바스켓 감시시스템 등의 시설 부속물과의 연계성 문제가 발생할 수 있기 때문이다. 따라서 바스켓 체적이 변화하고 바스켓 내부공간의 높이가 줄어들지만 하판의 두께는 안쪽방향으로 증가시킨다. 기존 설계의 바스켓 하판의 두께는 19.05 mm이고, 설계 개선안의 바스켓 하판 두께는 30.0 mm이다.

설계 개선안 #5는 바스켓 상판의 두께를 증가시켜 바스켓 상판의 굽힘저항성을 증가시키는 방향으로 설계를 개선하는 방안이다. 설계 개선안 #4와 동일한 이유로 상판의 두께는 상부면을 기준으로 아랫방향으로 증가한다. 기존설계의 바스켓 상판의 두께는 9.52 mm이고, 설계 개선안의 상판 두께는 19.5mm이다.

설계 개선안 #6의 설계변경 방향을 도식화하면 Fig. 7과 같다. 설계 개선안 #6은 중앙 포스트의 높이를 감소시켜 낙하 바스켓 하판의 처짐을 받아줄 수 있는 공간을 좀 더 확보하는 방향으로 설계를 개선하는 방안이다. 낙하 바스켓 하판이 처지면서 적재 바스켓의 상부 포스트를 타격하는데 포스트의 높이가 낮아지면 하판이 좀 더 변형된 이후에 포스트를 타격하게 되므로 타격 강도가 감소할 것이라는 판단에 근거한 설계 개선안이다. 설계 개선안에서 상부 포스트의 높이는 4 mm 감소한다.
6가지의 설계 개선안에서 변경되는 부분을 바스켓에 종합적으로 표현하면 Fig. 8과 같다.     

Fig. 7. Schematic drawing of the sixth revised design.

Fig. 8. Locations for design modification per each revised basket design.

나. 설계 개선안에 대한 유한요소해석

유한요소해석을 위한 재료물성치는 바스켓 재질과 동일한 재질에 대하여 인장시험을 수행하여 얻은 응력-변형률 선도를 사용하였다. 바스켓 재질은 ASME Sec. II Part D의 SA240 Type 304L이며[5], 이미 많은 시험 데이타들이 문헌등에 제시되어 있지만, 보다 정확한 물성치 대입을 위해 공인기관에 의뢰하여 인장시험을 수행하였다. 바스켓 재질에 대해 취득한 재료물성치는 Table 2와 같으며, 인장시험을 통해 취득한 응력-변형률 선도는 Fig. 9와 같다. 낙하해석을 위한 유한요소 모델은 1/2 대칭모델을 사용하였다. 유한요소 모델의 신뢰성을 검증하기 위해 ① 유한요소모델의 각 파트별 중량과 실제 바스켓의 중량을 비교하고, ② 유한요소 모델의 요소 품질(quality)을 검토하고, ③ 이론적인 총에 너지량과 해석에서의 총에너지량을 비교하였다. 이후 신뢰성이 검증된 유한요소 모델을 가지고 유한요소해석 상용프로그램인 LS-Dyna를 이용하여 해석을 수행하였다[6].

Table 2. Material properties of basket material SA240 Type 304L.

Fig. 9. Stress-strain curve for SA240 Type 304L obtained from tensile test.

① 기존 설계안에 대한 구조해석

 해석을 수행하고 해석결과를 평가하기 위하여 평가기준이 필요하다. 이는 도출된 6가지의 설계 개선안의 성능개선 여부를 평가하기 위한 기준을 의미한다. 기존 바스켓에 대한 낙하실증시험에서 바스켓 상부 용접부(상판과 포스트 사이 용접부)에서 파손이 발생하였으므로 설계 개선안을 평가하는 기준으로 상부 용접부의 소성 변형률을 선정하였다.

낙하해석 수행시 낙하 바스켓은 초기각도 1°를 가지고 낙하하도록 하였다. 해석에서는 정확히 수평자세로 낙하할 수 있지만 실제 시험에서는 정확히 수평자세로 낙하하는 것이 불가능하고 초기 각도를 갖고 충돌하게 되기 때문이다. 초기각도를 갖고 낙하한 바스켓은 Fig. 10에서와 같이 1→3→2의 순서로 적재된 바스켓과 충돌한다. 1번 위치에서 1차 충돌이 발생하면 이로 인해 적재 바스켓의 측벽이 변형되고 상부 용접부까지 충격이 전달되어 온다. 이후 3번 위치가 충돌되면, 1번 위치와 3번 위치로 구성되는 원호모양이 지지점 역할을 하고, 낙하 바스켓 하판이 굽힘에 의해 처지면서 Fig. 11과 같이 포스트를 타격한다. 이로 인해 상부 용접부에 과도한 변형이 발생하며 이 때 최대 소성 변형률은 28.07%로 Fig. 12와 같다. 이는 Table 2의 연신율을 초과하는 값으로 용접부에서 파손이 발생한 실증실험 결과와 일치하는 해석결과이다. 

Fig. 10. Basket collision sequence (1 3 2).

Fig. 11. The collision between the bottom plate of dropping basket and the central post of loaded basket.

Fig. 12. Plastic strain of top welding region (Max. 28.07 %).

② 설계 개선안에 대한 구조해석 결과

설계 개선안 #1: 기존모델에 비하여 적재 바스켓의 상판과 포스트 사이에 상대변위가 감소하면서, 용접부에 발생하는 소성 변형률이 감소하였다. 설계 개선안 #1에서 상부 용 접부에 발생한 최대 소성 변형률은 27.35 %이다.

설계 개선안 #2: 기존모델에 비하여 적재 바스켓의 상판과 포스트 사이에 상대변위가 감소하면서, 용접부에 발생하는 소성 변형률이 감소하였다. 설계 개선안 #2에서 상부 용접부에 발생한 최대 소성 변형률은 25.87 %이다.

설계 개선안 #3: 측벽이 두꺼워지면서 충격시 상하변형량이 작아지고, 바스켓 상판이 작게 진동하여 상부 용접부의 소성 변형률이 작아지는 경향을 보였다. 설계 개선안 #3에서 상부 용접부에 발생한 최대 소성 변형률은 25.40 %이다.

설계 개선안 #4: 상부 용접부에 발생한 최대 소성 변형률은 25.55 %로 기존 설계안 대비 변형률이 감소된 결과를 보여주었다. 그런데 하판의 두께가 증가하면서 사용후핵연료봉과 상판사이의 공간이 줄어들어 충격발생시 Fig. 13과 같이 연료봉이 상판에 충돌되는 현상이 발견되었다. 이러한 충돌은 예상치 못한 사고로 진행될 수 있으므로 설계 개선안 #4는 개선안에서 제외하였다.

Fig. 13. Collision of S/F dummy weight and top plate in the forth revised design.

설계 개선안 #5: 상부 용접부에 발생한 최대 소성 변형률이 연신율을 초과하였다. 상판 두께의 증가가 오히려 상판의 유연성을 감소시켜 포스트 충격시 전달되는 충격파를 흡수하지 못한 것으로 보인다. 또한, 상판의 두께가 증가하면서 사용후핵연료봉과 상판사이의 공간이 줄어들어 충격발생시 연료봉이 상판을 강타하는 현상이 발생하였다. 두께 증가로 상판의 강성이 증가되었기 때문에 모든 충격에너지가 상부 용접부에 집중되어 상부 용접부에서 파단이 발생하였다.

설계 개선안 #6: 상부 용접부에 발생한 최대 소성 변형률은 24.89 %로 기존 설계 및 다른 설계 개선안 대비 변형률이 최대로 감소된 결과를 보여주었다. 낙하 바스켓 하판이 처지면서 적재 바스켓의 상부 포스트를 타격하는 속도 및 하중의 크기가 줄어들면서 적재 바스켓의 상부 용접부의 소성 변형이 크게 줄어들었다.

6가지의 설계 개선안에 대하여 유한요소 모델을 작성하여 구조해석을 수행한 결과를 바탕으로 기존 바스켓 설계안 대비 개선된 바스켓 설계안의 상부 용접부에서의 소성 변형률을 정리하면 Table 3과 같다. Table 3의 유한요소해석 결과로 볼 때, 상부 용접부의 성능이 개선된 설계안은 #1, #2, #3,#6 이다. 이 가운데 설계 개선안 #2, #3은 바스켓을 구성하는 판의 두께를 변경해야 한다. 제작을 고려할 때, 기존 자재를 새로운 자재로 수급해야 하는 문제가 발생한다. 또한, 제작 공정에도 연계된 문제가 발생할 수 있다. 최종 설계 개선안은 기존모델에서 최소한의 설계변경으로 달성할 수 있어야 하며, 설계변경이 용이한 것이어야 한다. 이러한 점을 고려하여 1안과 6안을 좀 더 심도있게 검토하기로 결정하였다.      

Table 3. Performance enhancement of revised designs.

IV. 설계 개선안의 시험적 평가

설계 개선안 도출을 위한 유한요소해석을 통하여 바스켓 낙하시 적재 바스켓의 상부 용접부에 발생하는 소성 변형률을 줄일 수 있는 방안을 2가지 제시하였다. 첫 번째는 용접부 자체를 보강하는 방안으로 포스트와 용접되는 바스켓 상판에 모따기를 하여 용접두께를 증가시키는 방안이다.
두 번째는 바스켓 포스트의 높이를 낮추어 낙하 바스켓 하판이적재 바스켓 포스트에 충돌할 때의 속도 및 하중 크기를 감소시키는 방안이다. 이 가운데서 첫 번째 방안에 대한 시편 시험을 수행하였다. 시편제작을 위하여 바스켓의 포스트와 상판이 용접되는 위치의 형상과 동일한 치수를 갖는 두 개의 동심 파이프를 Fig. 14의 좌측 그림과 같이 용접하여 바스켓 상부 용접부를 모사할 수 있는 구조물을 제작하였다.
이 구조물을 축방향으로 잘라 Fig. 14의 우측 그림과 같은 시험시편을 제작하였다. 동심 파이프의 용접은 월성원자력 본부의 자동용접장치를 이용하여 바스켓의 상부 용접부와 동일한 상태로 용접하였다. 상부 용접부의 용접두께의 크기에 따른 성능을 보기 위한 시험이므로, 시험시편은 용접부 chamfer의 크기에 따라 총 3가지로 나뉘어 제작되었다. 시편의 분류는 Table 4와 같다. 제작된 시편을 이용하여 인장 시험 및 압축시험을 수행하였다

Table 4. Specimen specification per chamfer thickness.

Fig. 14. Structure simulating basket top welding region and test specimen cut from the structure.

가. 인장시험

Chamfer 크기에 따라 3가지 종류로 제작되고 1종류 당 2개의 시편으로 제작된 총 6개의 시편에 대한 인장시험이 공인인증시험기관에서 수행되었다. Fig. 15는 C0 시험편 1에 대한 인장시험 그래프이다. 시편은 최대인장하중 47.1 kN에 도달한 후 파단되었다. Fig. 16은 C4.75 시험편 1에 대한 인장시험 그래프이다. 시편은 최대인장하중 70.2 kN에 도달한 후 파단되었다.
각각의 시편에 대한 인장시험 결과는 Table 5에 나타나 있다. Table 5에서“Ratio"은 C0-#1 시편의 극한하중을 기준으로 각 시편의 극한하중의 증가비율을 계산한 값이다. Table 5에서 C3시편은 C0 시편 대비 인장하중이 크게 증가하지 않았다. C3 시편의 용접두께가 C0의 용접두께에 비하여 크게 증가하지 않았기 때문인 것으로 보인다. C4.75 시편은 C0 시편 대비 인장하중의 큰 증가를 보였다. C4.75 시편의 인장하중은 큰 증가를 나 타내어 실제 용접부에 적용될 경우 충분한 개선 가능성을 보여 주었다. 각 시편의 시험 후 파손된 형상은 Fig. 17에 나타나 있다.

그러나, 실제 바스켓 낙하시 상부 용접부가 받는 하중은 인장이 아니라 압축이다. 또한 인장시험 수행시 시편이 순수한 인장에 의해 발생한 전단력에 의해서만 파단이 발생하는 것이 아니라 어느 정도의 인장이 진행되면 용접부 부근에 굽힘이 발생하며 복합적인 하중에 의해 용접부가 파손된다. 굽힘하중에 의해 파단이 발생한 사실은 Fig. 17의 시험 후의 구부러진 형태로 변형된 시험편을 통해서도 알 수 있다. 이러한 점들에 기초할 때, 시편 인장시험은 바스켓 용접부 파손의 설계 개선 방향을 평가하기 위한 시험으로 한계가 있었음을 알 수 있다. 

Table 5. Tensile test results.

Fig. 15. Load-displacement curve of C0 specimen.

Fig. 16. Load-displacement curve of C4.75 specimen.

Fig. 17. Deformation of C0, C3, C4.75 specimens after tensile test.

나. 압축시험

 실제 바스켓 낙하시 상부 용접부에 작용하는 하중이 압축하중임을 고려하여 인장시험에 사용된 시편과 동일한 시편을 이용하여 압축시험을 수행하였다. hamfer 크기에 따라 3가지 종류로 제작되고 1종류 당 2개의 시편으로 제작된 총 6개의 시편에 대한 압축시험을 한국과학기술원의 장비를 이용하여 수행 하였다. 전술한 바와 같이, 시편 형상 때문에 인장 또는 압축이 작용하면 변형이 어느 정도 진행된 이후에 굽힘하중이 파단 모드를 지배하게 된다. 그러나 실제 바스켓의 용접부는 원호 모양이고 포스트와 상판이 서로 구속되어 있어 압축이 작용할 때 굽힘하중이 작용하기 어려운 형상이다. 따라서, 굽힘하중에 의한 효과를 최소화하기 위하여 Fig. 18과 같이 지그를 제작하였다. Fig. 18에서 시편 반대쪽에 높이가 낮은 시편을 서로 마주보게 하여 지그를 이용하여 구속하였다. 압축시험이 진행될 때 시험용 지그에 의하여 시편이 구속되어 용접부가 압축하중에 의해서만 파단될 수 있도록 하였다.

Fig. 18. Specimen and jig for compressive test.

 각각의 시편에 대한 하중-변위 선도는 Fig. 19와 같으며, 압축시험 결과는 Table 6에 나타나 있다. 압축시험 이후 각 시편의 파손된 형상은 Fig. 20에 나타나 있다. Fig. 19와 Table 6에서 보면, 압축에 의하여 파단에 이르게 하는 최대하중은 chamfer를 많이 주어 용접두께를 두껍게 할수록 크게 증가하고 있음을 알 수 있다. 용접두께가 두꺼워지는 정도는 Table 6에서 파단 후에 측정한 상부 및 하부 비드의 두께 B1 및 B2를 통해 알 수 있다. 이러한 압축시험 결과로 볼 때, 용접부 자체를 개선하기 위하여 바스켓 상판에 chamfer를 주어 용접두께를 증가시키는 방안은 용접부가 파단에 이르게 하는 최대하중의 크기를 증가시켜 용접부의 성능을 개선하는 데 유효할 것으로 판단된다.

Table 6. Compressive test results.

Fig. 19. Load-displacement curve of C0, C3, C4.75 specimens during compressive test.

Fig. 20. Deformed shape of C0, C3, C4.75 specimens after compressive test.

동일한 시편을 가지고 수행한 인장시험 및 압축시험의 결과인 Table 5와 Table 6을 비교해 보면, 인장시험에서는 C0와 C3 사이에 큰 차이는 없었다. 반면 C4.75에서는 극한하중이 상당히 증가하였다. 압축시험에서는 C0, C3, C4.75로 용접두께가 증가할수록 극한하중이 순차적으로 증가하였다. 또한, 용접두께의 증가가 인장시험에서보다는 압축시험에서 극한하중을 더 증가시키는 효과가 있음을 알 수 있었다.

V. 설계 개선안의 최종 선정

6가지 설계 개선안에 대한 구조해석과 용접부의 시편시험결과, 제안한 몇 가지의 설계 개선안이 기존설계보다 성능 향상을 가져오는 것으로 파악되었다. 용접부 개선안에 대하여는 시편시험까지 수행하여 구조해석 결과의 검증을 위한 노력을 진행하였다. 또한, 본 논문에는 포함되어 있지 않으나 시험시편과 동일한 형상의 유한요소 모델에 구조해석을 수행하여 성능을 평가하였다. 상부 용접부의 용접두께를 증가시키는 설계 개선안에 대하여 시편시험의 결과는 성능이 크게 향상되는 것으로 나타났다. 인장시험 및 압축시험의 시편시험에서 가해진 하중은 정하중 및 준정적인 하중이었다. 반면에, 구조해석에서는 정하중과 충격하중의 두 가지 하중에 대하여 해석을 수행하였다. 그 결과 정하중하에서 해석결과는 용접부 개선안의 성능이 크게 증가하였다. 그러나 충격하중하에서 해석결과는 성능향상의 정도가 정하중하에서와 같이 크지 않았다. 용접두께가 증가하면 정하중하에서는 변형률 및 응력이 크게 감소하지만, 충격하중하에서는 변형률 및 응력이 약 10 %정도 감소하였다. 이는 Table 3의 설계 개선안 #1의 소성 변형률의 크기가 기존 설계안에서의 소성 변형률의 크기에서 많이 감소하지 않은 해석결과와 유사하다. 충격하중하에서는 짧은 시간에 큰 힘이 가해지므로 최대 변형률이 국부적으로 발생하고 그 크기는 용접두께의 증가에 의해 크게 감소하지 않기 때문인 것으로 판단된다.

위에서 기술된 시편시험과 시편모델에 대한 구조해석 결과에 기초할 때, 실제 바스켓에서는 보강된 용접부가 큰 성능향상을 가져온다고 결론짓기 어렵다. 왜냐하면, 실제 바스켓 낙하시험에서 상부 용접부에 작용하는 하중은 충격하중이기 때문이다. 더불어, 상부 용접부에 chamfer를 깊게하여 용접두께를 증가시키는 개선안은 월성원자력본부의 자동용접장치 작업절차의 수정 및 작업절차에 대한 품질보증의 재인가를 필요로 한다. 따라서, 상부 용접부 개선안을 최종안으로 선정하기에는 성능향상에 대한 신뢰도가 낮고, 부가적으로 수반되는 절차가 복잡하였다. 

최종 설계 개선안은 기존 모델에서 설계변경을 최소화하고, 설계변경이 용이하며 다른 작업절차에 미치는 영향이 적어야 한다. 이러한 점들을 고려하여 설계 개선안 #6번의 “중앙 포스트의 높이를 낮추는 방안”을 최종 설계안으로 확정하였다. 구조해석 결과 설계 개선안 #6번은 용접부에 발생하는 변형률을 제일 크게 감소시키는 개선안으로 평가되었다. 확정된 설계 개선안의 상부 용접부 및 중앙 포스트의 형상은 Fig. 21과 같다. 

Fig. 21. The shape of central post in previous design and final revised design.

 중앙 포스트의 높이를 낮추면 낮출수록 타격시 낙하 바스켓 하판이 적재 바스켓 중앙 포스트를 타격하는 강도가 낮아진다. 그러나, 중앙 포스트를 바스켓 상판과 같은 높이까지 낮출 수는 없다. 그 이유는 첫째로, 바스켓의 인양시 특수하게 제작된 취급장치(grappler)가 중앙 포스트 실린더 내부로 삽입되고 볼 잠금(ball lock) 메카니즘에 의해 바스켓을 인양할 수 있는 상태로 고정시킨다. 중앙 포스트의 높이를 너무 낮추면 인양 취급장치가 제대로 작동할 수 없고, 인양시 하중을 받아줄 수 있는 중앙 포스트 측면 두께가 얇아진다. 따라서, 중앙 포스트의 높이 감소가 취급장치 작동에 영향을 미치지 않는 범위 내에서 이루어져야 한다. 둘째로, 중앙 포스트의 높이가 낮아지면 중앙 포스트 외측면과 상판의 용접이 어려워진다. 용접을 위해 최소한의 용접두께가 보장될 수 있는 중앙 포스트의 높이가 확보되어야 하기 때문이다. 월성원자력본부와의 수차례 협의를 통해 중앙 포스트의 최대 높이 감소분은 4 mm임을 알 수 있었고, 이를 반영하여 설계 개선안을 도출하였다.

 최종 설계 개선안을 확정하기 위하여 위에 논의된 내용 이외에 제작성, 용접성, 운전성, 유지보수성, 기존 시설과의 연계성 등을 종합적으로 월성원자력본부와 면밀히 검토하였다. 또한, 최종 설계 개선안에 대한 실증시험을 재수행하 였으며, 낙하시험을 수행한 모든 바스켓에서 주변의 헬륨 백그라운드(background)인 3×10^-6atm·cm³/sec (He)보다 낮게 나타났으며, 이는 허용 누설율 10^-5 atm·cm³/sec(He)보다 낮고, 누설이 발생하지 않았음을 의미한다. 또한, 모든 바스켓은 실증시험 이후 취급장치를 사용하여 실린더 밖으로 인양되어 회수성(retrievability)을 유지하고 있음을 검증하였다. 최종 설계 개선안으로 확정된 바스켓은 현재 월성원자력본부에서 사용되고 있다.

VI. 결 론

월성원자력본부의 조밀건식저장시설인 MACSTOR/KN-400 시설에서 운영되는 바스켓의 설계 개선안을 도출하였다. 실증시험에서 누설율 성능요건을 만족하지 못한 이유를 분석하여 설계 개선 방향을 선정하고 6가지의 설계 개선안을 도출하였다. 각 설계 개선안에 대한 전산모사에 기초한 해석을 수행하고 바스켓 상부 용접부를 모사하는 시편의 인장 및 압축시험을 수행하였다. 해석 및 시험결과를 분석하고, 바스켓 설계의 변경이 저장시설의 다른 부속물에 미치는 영향 등을 종합적으로 고려하여 최종 설계안을 확정하였다. 최종 설계 개선안에 대한 시험모델을 제작하여 2가지의 낙하조건에 대한 실증시험을 재수행한 결과 모든 바스켓에서 요구되는 성능요건을 만족하였다. 최종 설계 개선안은 현재 월성원자력본부에서 사용되고 있다. 

감사의 글

이 논문은 한국수력원자력(주) 월성원자력본부의 수탁과제로 수행되었으며 이에 감사드립니다.