진동대 실험에 사용된 대상은 단문형 배전반으로내부에 설치된 MCC(moter control center)와 계기용 변압변류기와 같은 운용설비는 제거 후 실험을 진행하였으며 제원은 Table 1 및 Fig. 2와 같이 나타내었다.

Fig. 2 
Dimension of the specimen

진동대 실험 시 ICC-ES AC156⁽¹⁴⁾의 RRS(required response spectrum), 원자력발전소 내진설계 기준 Reg. 1.60⁽¹⁶⁾ 및 울진지역의 등재해도 스펙트럼(uniform hazard spectrum, UHS)의 가속도 배율을 조정한 3개의 입력지진파를 선별하여 시간이력실험을 수행하였다.

ICC-ES AC156은 국외에서 주로 사용되는 비구조요소 진동대 실험기준으로 ASCE 7과 IBC(international building code)를 바탕으로 하고 있으며 국내의 건축 구조기준에도 적용이 가능하며 산정된 주요계수 결과들은 Table 2에 나타내었다. Fig. 3의 ICC-ES AC156규정된 RRS 감쇠비 5 %를 적용하였으며, Reg. 1.60과 UHS의 영주기 가속도 값을 수평 및 수직방향으로 각각 0.67 g, 0.14 g로 정규화 하여 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 3 
Required response spectrum of AC156

Fig. 4 
Required response spectrum

실험 시 Fig. 5와 같이 배전반 높이에 따른 내부 판재 중앙부, 최상단, 측면과 같은 주요 위치에 가속도계를 설치하여 거동을 측정하고 지그와 배전반 바닥판의 볼트 연결부 8개소에 8개의 로드셀을 설치하여 지진 시 앵커에 발생하는 인발력을 측정하였다. 추가적으로 배전반 측면 상·하단에 추가 구조물을 이용하여 총 2개의 LVDT를 설치하여 배전반의 변위응답으로 상대변위를 계측하여 지진동에 의한 배전반의 거동을 측정하였다.

Fig. 5 
Location of the each sensors

초기 공진실험 시 Fig. 6(a)과 같은 쿵쾅거림(banging), 덜컹거림(rattling) 등의 충격신호와 내부 판재들의 local mode로 인해 계측이 어려웠으며, 각 지진파들을 이용한 시간이력실험에서도 동일한 이유로 banging, rattling 현상이 발생하였다. 이는 앵커볼트에 인접한 바닥판의 국부변형(anchor localized deformation)에 의한 rocking mode로 추정되는 형상에 의해 정확한 측정이 이루어지지 않는 것으로 판단되어 Fig. 6(b)와 같이 실험체 하부 10 mm 강판 플레이트를 보강하여 재실험 하였다. 배전반의 문은 볼트 체결하여 고정하였으며 내부 판재와 부재들은 용접 체결하여 고정하였다.

Fig. 6 
Reinforcement to prevent rocking mode

이 연구에서는 유한요소 해석 프로그램인 ABAQUS를 이용하여 유한요소 해석을 수행하였으며, 비선형 거동특성을 알아보고자 비선형 강재 재료모델을 고려하였다⁽⁵⁾. FE 모델링의 구성은 Fig. 7과 같이 크게 본체, 지그, 앵커 볼트 3 그룹으로 분류하여 구성하였으며, 배전반 바닥부와 지그 상부면 사이의 접촉면은 실험과 동일한 조건으로 슬라이딩 효과를 갖도록 interaction 기능을 사용하여 경계면을 모델링하였다.

Fig. 7 
Overall 3D-modeling geometry

해석 시 비선형 강재 재료모델을 구현하기 위해서 일반적으로 많이 사용되는 Rayleigh damping system알고리듬을 이용하여 재료 물성치에 적용하는 해석 방법을 사용하였다.

이 system의 감쇠계수 α_M 과 β_k값을 산정하는 부분에 있어서 eigen valuse analysis에서 나온 결과(고유진동수)와 미국 원자력 발전소에서 규정되는 USI A-46⁽¹⁶⁾의 general equipment에 대하여 제시한 감쇠계수 5 %가 factor로 이용되며, 최종적으로 위의 계수를 시간이력해석 시 재료 물성치에 적용하여 해석을 수행하였으며, 그 값은 Table 3에서 나타낸 것과 같다.

지진 하중은 실험 시 고려된 3가지 지진파 중 AC156을 이용하여 해석을 진행하였다. 지진 하중 및 방향은 실험에서 LVDT가 설치된 축(실험 시 Axis-X, 해석 시 Axis-Z)을 기준으로 고려하였으며 고유치해석의 경우 모든 지점을 고정(all-fixed), 시간이력해석의 경우 하중이 적용되지 않는 2축(Axis-X,Y)을 고정하고 하중이 적용되는 Axis-Z에 대하여 release한 후 해석을 수행하였다.

공진탐색시험을 통하여 배전반의 고유진동을 측정한 값과 해석을 통하여 알아낸 고유진동수를 서로 비교하였다. 실험의 경우, 고유진동탐색에 사용된 가속도는 1 Hz ~ 50 Hz 까지 0.07 g의 수준에서 수행되었으며 Table 4에 나타낸 것과 같이 배전반 최상단에 설치된 가속도 센서 A12의 X축에서 측정된 15.3 Hz를 고유진동수로 결정하였다. 해석적 연구에서는 모드추출 방법인 Lanczos method를 이용하여 총 10차 모드에 대한 고유진동수를 파악하였으며, Table 5와 같이 94 %의 질량이 참여된 5차 모드에서의 값을 고유 진동수로 결정하였다. Fig. 8은 언급한 5차 모드에 대한 모드 형상을 나타낸 것이다.

Fig. 8 
View of the 5th mode shape

Fig. 9는 AC156에 대한 실험 시 측정된 배전반의 상대변위를 나타내었으며 Table 6은 보강 전·후의 상대변위 최대값과 최소값을 나타내었다. 보강 전 상대변위가 최대 4.02 mm까지 발생하였으나 보강 후 상대변위가 1.4 mm 이하로 약 70 % 감소하였다. 이는 배전반이 앵커볼트로 고정될 경우 지진 시 배전반 내·외부에 충격이 가해져 uplifting 현상이 발생, 앵커볼트주변으로 cup-like 변형 등이 생성되어 rocking이 발생되는데 이들 현상의 발생이 변위에 상당한 영향을 미치는 것임을 알 수 있었다. 보강된 조건에서 유한요소해석을 이용하여 분석한 상대 변위는 0.402 mm이며, Fig. 10에 나타내었다.

Fig. 9 
Test results of relative displacement

Fig. 10 
Analysis results of relative displacement

Table 7은 AC 156 지진파의 시간이력실험에 대한 앵커하중의 실험과 해석결과들을 load cell 위치에 따라 비교하여 나타낸 것이다.

Fig. 11은 실험과 유한요소 해석 간 앵커 하중에 대한 비교 그래프이며 LC2-1을 제외한 앵커볼트에 전달되는 지진 응답은 대체적으로 비슷한 경향이 나타남을 알 수 있었다. 실험 Data LC2-1의 하중이 튀는 현상은 앞 절에서 언급한 지진동으로 인한 배전반 내외부의 rockimg mode 발생으로 인하여 유발되는 현상으로 판단된다.

Fig. 11 
Comparison between test and analysis

Table 8은 배전반을 구성하고 있는 요소들을 실측하여 조사한 값으로 실제 배전반 중량은 Table 1에 명시하였다.

대상구조물인 배전반의 경우 전반적으로 판재의 두께가 얇은 상태로 향후 배전반을 구성하는 프레임 판제의 두께가 두꺼운 것으로 교체된다는 가정 하에 전체 단위 중량을 10 %, 20 %, 30 %, 40 % 로 증가시켜 앵커볼트에 끼치는 영향을 분석하였으며, Fig. 8과 같이 내부에 모델링된 mass plate의 중량을 10 %, 30 %, 50 %, 100 % 증가시켜 전원공급기 같은 운용 설비 부품의 부분 교체에 대한 중량 변화에 따른 영향성도 추가적으로 분석하였다.

프레임 내 판재두께의 변화에 따른 구조물 전체 중량의 증가가 하부 콘크리트에 설치된 고정부 앵커볼트에 미치는 영향을 분석하였다. 해석결과, Table 9와 Table 10에서 보이는 바와 같이 중량이 증가함에 따라 변위 및 앵커하중이 값이 증가하는 경향을 보였으며, 변위의 증가폭은 초기 조건대비 약 0.3 mm, 하중에 있어서는 약 5 % ~ 10 % 증가하는 것으로 나타났다. 지진동 발생 시 대상구조물 내 중량 변화와 배전반 내 고정부 앵커에 미치는 영향성은 다소 존재함을 알 수 있다.

배전반 내부의 운용설비 부품 교체로 인한 부분적인 중량 변화가 지진동 발생 시 구조물의 거동 및 고정부 앵커볼트에 어떠한 영향을 미치는지에 대하여 조사하였다. 대상부품으로 고려된 mass plate의 재질은 배전반과 동일한 강재로 구성하였으며, 크기는 가로 세로 150 mm × 100 mm, 두께는 5 mm, 개수는 2 ea로 구성하였다.

Fig. 12 
Mass plate on the inner plate

하중변수는 Table 12와 같이 무게를 10 %, 30 %, 50 %, 100 % 증가시켜 해석에 적용하였으며, 중량을 제외한 하중, 경계조건 및 해석 수행 방법은 기존과 동일하게 유지하였다. 부분적 부품교체에 따른 중량 변화에 따른 배전반의 변위 및 앵커하중 결과의 경우 Table 11 및 Table 12와 같이 중량 변화 대비 지진동에 의한 영향이 미미하게 나타났다.

그 이유로는 본래 배전반을 구성하는 얇은 강재로 인하여 자체 중량이 작고 flexible한 강성이 형성되어 전반적으로 지진동이 배전반 및 앵커볼트의 거동에 많은 영향을 주지는 못한 것으로 분석되며, 따라서 배전반 내부에 설치되는 운용 장비의 교체로 인한 무게 변화는 지진 시 배전반에 직접적인 영향이 없을 것으로 판단된다.

최근 규모 5.0 이상의 강진이 발생한 경주 및 포항의 경우 비 구조요소에 피해는 전체 피해의 54 %에 달하는 것으로 보고되었다. 이에 따른 제안된 수치 모델에 경주 및 포항 지진 data를 해석에 적용시켜 배전반의 지진동에 의한 거동특성을 분석하고 고정부 앵커에 전달되는 지진하중의 동적 특성을 검토하고자 하였다. Fig. 13은 배전반의 거동을 분석하기 위해 적용된 경주 및 포항지진의 실제 진폭을 나타내며, Fig. 14는 해석 시 amplitude로 적용되는 진폭을 나타낸 것이다.

Fig. 13 
Actually seismic frequency

Fig. 14 
Converted amplitude for numerical analysis

Fig. 15는 국내 지진에 대한 배전반의 시간이력해석을 통한 변위 및 앵커하중의 결과를 나타내었다. Table 13과 Table 14에서 나타난 결과들을 비교함에 있어 경주에서 발생한 지진의 영향이 포항발생 지진의 것보다 약 12 mm 크게 변위가 발생하였지만 고정부 앵커에 전달되는 하중은 동일한 수준으로 나타났다. 그 이유로는 상대적으로 지진의 영향이 구조물에 미치는 시간이 긴 경주지진이 포항지진에 비하여 배전반의 변위에 좀 더 많은 영향을 준 것으로 판단되며, 두 지진의 진폭 최대치는 차이가 없어 앵커 볼트 전달하중의 결과는 비슷하게 나타난 것으로 판단된다.

Fig. 15 
Comparison results each seismic