1. 서 론

원자력발전소는 일반적인 시설물보다 매우 엄격한 기준을 적용하여 높 은 안전성을 확보하도록 설계한다. 보조건물(Auxiliary Building)과 같은 전단벽 구조물에 지진이 발생했을 경우 구조물의 거동 및 진동특성을 높은 정확도로 예측하는 것은 쉽지 않다. 발전소 내부에 설치된 기기의 구조건전 성을 평가할 때는 해당 발전소의 최종안전성분석보고서(FSAR)의 특정건 물, 특정 층의 응답스펙트럼곡선 자료를 이용하지만 상당히 보수적으로 산 정되었기 때문에 실제 구조물의 거동과는 차이가 크다.

본 연구에서는 비교적 단순한 형태의 전단벽 구조물에 진동 시험을 수행 함으로써 원전 구조물의 내진 안전성을 평가 및 입증하고자 한다[1]. 전단 벽 시험체를 설계 및 제작하여 진동대 시험을 수행하고 수치해석결과와 비 교하여 해석적 방법의 정확도를 높이는데 활용하고자 한다. 전단벽 구조물 진동시험에 대해서는 2장에서 기술하였고, 수치해석결과는 3장에 기술하 였다. 4장에서는 전닥벽 구조물의 진동시험결과와 수치해석결과를 비교하 였다.

2. 전단벽 구조물 진동시험

2.1 시험체 설계

전단벽 구조물 진동특성 공동연구를 통해 전단벽구조물의 진동특성을 연구하였다. 공동연구는 시험 전 제공받은 평면도와 철근상세 등의 정보로 해석을 수행하고, 부산대 지진방재연구센터에서 전단벽 시험체의 진동대 시험을 진행하여 동특성을 분석하고 가속도응답을 측정하였으며, 시험 후 해석을 개선하는 순서로 진행되었다. 진동대 시험은 센터 내에 설치된 3축 진동대를 이용하였다. 진동대 장비 사양은 Table 1과 같다.

시험체 모델은 전면부가 개방되고 3면이 ‘凹’형태로 둘러싸인 3층 전단 벽 구조 형태이며, 구조물의 크기 3,650 mm×2,575 mm×4,570 mm, 각 층 간 높이 1,350 mm, 벽체두께 150 mm, 슬래브 두께 140 mm이며 진동대 에 설치하기 위하여 높이 400 mm의 정착판과 일체형으로 설계하였다(Fig. 1). 철근배근은 콘크리트구조 철근상세 설계기준(KDS 14 20 50)을 참고 하여 철근의 배치와 피복조건을 만족하도록 하였으며 철근재료표는 Table 4와 같다. 시험체 중량 22.17톤, 정착부 포함 총 중량은 28.42톤으로 설계 하였다. 구조물정착은 M35 고장력 볼트 38개를 이용하였다. 응답계측은 F#P#과 같으며 F는 층(Floor), P는 위치(Point)에 해당한다[2].

2.2 지진응답시험

시험에 사용된 입력지진은 2016년에 발생한 경주지진에 대하여 지진 발 생 당시 진원에서 가장 근접한 명계리 지진관측소(MKL)에서 계측된 값을 이용하였다(Fig. 2). 지반가속도의 단위는 중력가속도 g이고, 측정시간간 격은 0.01 sec, 가진시간은 30초이다. 전단벽 구조물에 실제 가속도 수준에 해당하는 0.28 g 외에 0.5 g, 0.75 g 그리고 1.0 g 수준까지 확대하여 다양한 크기의 지진하중을 입력하고 계측위치에서의 구조물응답을 확인하였다. 시험순서는 진동수 탐색(Random vibration)과 지진하중을 반복적으로 가 하면서 진행되었으며, 진동수탐색으로 초기상태의 구조물 고유진동수를 확인하고 지진 하중을 입력하였다.

지진 하중 입력 후 진동수 탐색을 실시하여 구조물의 고유진동수 변화를 관찰하고 구조물에 발생한 결함 여부를 판단하였다. 지진하중을 입력하는 동안 실시간 가속도 값을 계측하였다. 시험 결과 중 각 층 슬래브 중앙 (F#P2)에서 계측한 응답가속도에 대한 5%감쇠(Damping)곡선은 Fig. 3 과 같다.

3. 수치해석

3.1 해석 개요

수치해석은 해석모델의 구현정도와 해석의 적용방법에 따라 결과의 차 이가 있기 때문에 시험 전 해석과 시험 후 해석 두 차례의 해석에는 적용방 법을 달리하여 진행하였다. 해석 프로그램으로는 ANSYS Mechanical (V.2020 R1)을 사용하였다[3].

수치해석에서 적용한 모델의 치수는 Fig. 1에 나타나있으며 사용한 철 근과 콘크리트의 물성은 Table 2, Table 3과 같다. 입력지진에 따른 가속도 응답은 진동대 시험의 계측위치와 동일한 위치에서 구하였다.

3.2 시험 전 해석

해석모델 작성 시 경계조건은 시험과 동일하게 38개의 앵커위치를 완전 고정 하였으며 경계조건 평면도는 Fig. 4와 같다. 콘크리트의 경우 Fig. 6(a)과 같이 정착판, 하부슬래브, 상부슬래브, 벽체 등을 각각 모델링 후 하 나로 붙여주었다. 철근은 철근재료표 중 직선형철근만 해석에 적용하였고, 도면에서 확인불가능하거나 곡선형 철근과 같이 모델에 반영되지 않은 철 근은 중량만큼 주변철근에 할증 적용하였으며 배근형상은 Fig. 6(b)과 같 다. 철근과 철근사이 곡선으로 연결되는 연결부는 모두 직선으로 대체하여 연결하였으며 철근이 설치되는 위치에서 콘크리트와 부착되도록 하였다. 구조물의 격자(Mesh)형상은 Fig. 6(c)과 같다. 벽체와 슬래브 부분은 육면 체 격자(Hexahedrons Mesher)를 적용하였으며, 앵커가 설치되는 Hole 때 문에 정착판은 사면체 격자(Tetrahedrons Mesher)를 적용하였다. Auto mesh를 적용하여 절점 128,531개, 요소 개수 46,974개이다.

콘크리트와 철근이 함께 위치하는 절점(Node)과 요소(Element)는 해 석에 오류가 많이 발생하는 위치이다. ANSYS 프로그램의 Auto Mesh를 이용하여 격자를 생성할 때 철근의 요소크기(element size)와 콘크리트의 요소크기가 다른 경우 콘크리트몸체에 위치한 철근의 격자가 콘크리트와 절점을 공유하지 못하여 실제 철근콘크리트거동을 표현하지 못할 수 있다. 철근과 콘크리트를 하나의 구조체로 적용해주기 위해서는 몇 가지 모델링 방법이 있으며, 시험 전 해석의 경우 직선형 철근만을 모델링 하였으므로 철 근의 진행방향으로 콘크리트의 격자도 선형으로 생성하여 절점이 공유될 수 있도록 하는 분리(discrete)방법을 적용하였다 (Fig. 5(a)).

경계조건은 시험과 동일하게 38개의 앵커위치를 완전고정 하였으며, 모 드해석(Modal Analysis)을 수행한 후 입력지진파에 대한 지진 가속도 시 간이력해석을 수행하였다[4]. 경계조건 평면도는 Fig. 4와 같다. 모드 해석 결과 나타나는 첫 번째, 두 번째 모드형상은 Fig. 8과 같으며 해석결과에 영 향을 주는 대부분의 모드가 고려될 수 있도록 질량참여율 95%이상으로 해 석을 진행하였다. 모드해석의 1st, 2nd Mode 결과는 Table 5의 Analysis (Before Exp.)와 같다.

지진하중의 입력방향은 구조물의 전면(Fig. 1 전후방향)이며, 시험 전 해석에서 가속도응답은 각 층 슬래브 중앙(F#P2)을 측정하여 응답스펙트 럼을 작성하였다. 정착판의 응답(F1P#)은 입력(INPUT)과 큰 차이 없이 근사하게 나타났기 때문에 그래프작성 시 생략하였다. 응답스펙트럼은 5% 감쇠에 대하여 작성하였으며 해석결과는 Fig. 7과 같다.

3.3 시험 후 해석

진동대 시험의 결과를 확인한 후 적용방법을 달리하여 해석을 진행하였 다. 콘크리트의 경우 전체를 하나의 솔리드로 거동할 수 있도록 캐드프로그 램을 이용하여 한 몸체로 작성하였으며 Fig. 9(a)와 같다. 철근은 시험 전 해 석에서 적용하지 못했던 벽체와 상부슬래브의 연결, 벽체와 정착판의 연결 에 사용되는 곡선철근을 대부분 표현하고 모든 철근은 서로 연결되도록 하 였다[5, 6]. 철근의 배근형상은 Fig 9(b)와 같으며, 구조물의 격자형상은 Fig. 9(c)와 같다. 정착판, 슬래브와 벽체부분을 구분하지 않고 하나의 구 조물로 작성하였으므로 정착판, 슬래브 및 벽체에 대하여 모두 사면체 격 자(Tetrahedrons Mesher)를 적용하였다. Auto mesh를 적용하여 절점 170,316개, 요소 99,603개인 격자모델을 형성하였으며 시험 전 해석과 비 교하여 절점 개수는 약 30%, 요소 개수는 약 2배정도 증가되었다.

시험 후 해석의 경우 곡선형 철근이 많이 작성되었기 때문에 보강제의 모델이 복잡해진다. 직선형 철근만 설치할 때보다 철근이 지나가는 위치에 콘크리트의 절점이 위치하지 않는 경우가 많기 때문에 격자생성을 더 조밀 하게 하여야 하며 철근과 콘크리트의 부착 시 공차(Tolerance)를 설정하는 값에 따라 철근콘크리트구조의 강성이 과하게 반영될 수 있다. 해석 시 격자 생성을 더 조밀하게 진행하고 주변의 콘크리트 요소와 묶어 변위를 유지하 는 방법으로 해석하는 내장형(Embedded)방법을 적용하였다(Fig. 5(b)).

시험 후 모델의 모드 해석결과는 Table 5의 Analysis(After Exp.)와 같 다. 철근을 더 상세하게 모델링하고 콘크리트를 하나의 몸체로 만들고 내장 형방법으로 연결한 시험 후 해석모델의 진동수가 더 낮게 나타나는 것을 확 인할 수 있으며, 공동 시험의 결과와 시험 후 해석의 결과가 상당히 유사한 것을 확인할 수 있다.

가속도응답측정위치(Fig. 1)는 시험 전 해석과 같이 정착판과 각 슬래브 중앙(F#P2)의 그래프를 작성하였으며 해석결과는 Fig. 10과 같다. 또한 전 단효과를 확인할 수 있도록 각 슬래브의 벽면에 가까운 슬래브위치(F#P1, F#P3)를 추가로 측정하여 응답스펙트럼을 작성하였다. 응답스펙트럼은 5% 감쇠에 대하여 작성하였으며 해석결과는 Figs. 12(a)~12(c)와 같다.

4. 결과비교

진동대 시험 결과 명계리 지진파 PGA 0.28 g~1.0 g에 대하여 모두 구조 물에 균열 등의 구조적 변화는 감지되지 않았으며, 입력하중과 층별 응답의 크기가 어느 정도 비례관계에 있음을 확인 할 수 있었다. 유한요소해석에서 도 응답스펙트럼이 동일한 형상으로 나타났으며 최대응답가속도의 크기에 비례하여 커짐을 확인하였고 본 논문에는 0.28 g의 응답을 비교하였다.

시험과 해석에서 구한 동일위치에서의 응답가속도로부터 작성한 스펙 트럼을 비교한 그림은 Fig. 11과 같다. 대상위치는 상부슬래브 중앙에 해당 하는 F4P2위치이며 시험 전 해석결과는 진동대 시험에서 측정된 가속도응 답보다는 큰 가속도응답을 보였으며, 시험 후 해석결과는 진동대 시험 결과 와 상당히 유사한 응답이 나타나는 것을 확인할 수 있었다.

최대 응답이 발생하는 고유진동수는 약 21 Hz 부근으로 유사한 반면 최 대응답은 시험 전 해석이 4.89 g, 시험 후 해석이 3.28 g로 차이가 있었다. 해석모델의 규격과 물성을 동일하게 적용하여도 철근과 콘크리트를 표현 하고 연결하는 방법에 따라 발휘되는 강성의 차이가 있어 시험 후 해석의 결 과가 시험 전 해석결과보다 최대가속도응답이 작아지는 결과를 얻었다.

전면부로 작용하는 지진하중에 대하여 Fig. 12와 같이 동일한 층 내에서 는 위치에 상관없이 유사한 응답을 보여주었다. Figs. 13~15와 같이 슬래 브의 동일 위치의 응답이라도 전반적으로 높은 층으로 올라갈수록 최대응 답이 증폭되는 결과를 확인할 수 있었다. 진동대 시험과 시험 후 해석에서 구한 응답가속도는 전반적으로 비슷한 가속도응답을 보여주었다.

5. 결 론

본 연구에서는 전단벽 구조물 시험체의 진동대 시험결과와 유한요소해 석 프로그램을 이용한 해석결과를 비교하였다. 시험 전 해석결과는 시험체 도면과 철근재료표를 통해 도출하였고, 시험 후 해석결과는 현장에서 확인 한 시험체의 상세한 정보 및 개선사항을 설계에 반영하여 도출하였다. 본 연 구의 결론은 다음과 같다.