1. 서 론

원자력발전소 시설에는 수많은 배관시스템이 설치되며, 특히 압력용기 (reactor vessel) 또는 안전주입펌프(safety injection pump) 등과 같은 핵 심 설비에 연결되는 배관은 원전의 안전성에 직결된 중요 배관이다. 지진을 비롯한 대형 사건으로 인하여 중요 배관의 연결부에서 누설 혹은 파손이 발 생하면 발전소의 중대사고(severe accident)로 이어질 가능성이 있다. 실 제로 2018년 9월 6일 일본 훗카이도에서 발생한 지진으로 인근 화력발전 소의 보일러 연결관이 파손되는 사고가 발생하였다. 이로 인하여 발전소가 정지하였고, 연쇄반응에 따라 훗카이도 지역의 전력공급이 중단되는 ‘블랙 아웃’(black-out)이 발생한 바 있다 [1]. 배관은 지진운동으로 인하여 직접 적인 파손이 발생되기도 하지만, 사전에 발생한 미세한 손상이 지진 이후 운 전을 하는 동안 커다란 손상으로 발전될 수도 있다. 상시의 진동과 지진에 의한 진동에 대비하여 발전소에서는 다양한 종류의 댐퍼(damper) 혹은 진 동저감 장치가 설치된다. 발전소 내부는 높은 온도 환경이 조성될 수 있기 때문에 발전소에 설치되는 진동저감장치들은 이러한 환경에서도 열화되지 않고, 장기간 성능이 보장되어야 한다.

구조물의 진동을 제어하기 위하여 점탄성댐퍼, 탄소성댐퍼, 방진기, 납 압출댐퍼 등과 같은 여러 형식의 댐퍼가 개발되었다. 80년대 이후부터 여 러 연구자들은 배관시스템의 진동을 효과적으로 저감시킬 수 있는 진동저 감장치를 개발하고 있다. Kunieda(1987) [2]는 점탄성댐퍼, 탄소성댐퍼 및 동적진동흡수기의 세 가지 진동저감장치를 배관시스템에 적용하는 연 구를 수행하였다. Olson과 Tang(1988) [3]은 원자력발전소 배관시스템 의 진동 저감을 위해서 방진기(snubber)와 내진정지장치(seismic stop)를 제안하였다. Parulekar(2002) [4]은 탄소성댐퍼(elasto- plastic damper) 를 사용하여 원자력발전소에 설치되는 배관 및 장비의 진동을 줄이기 위한 해석 및 실험적 연구를 수행하였다. Chang(2016) [5]은 스톡브리지댐퍼 (Stockbridge damper)라는 새로운 형식의 댐퍼를 배관시스템에 적용하는 연구를 수행하였다.

원자력발전소에서는 배관시스템의 진동제어를 위하여 많은 수량의 방 진기를 설치한다. 방진기는 크게 기계식과 유압식으로 구분된다. 기계식 방 진기는 방사능의 영향을 받지 않고 유지관리가 용이하다는 장점이 있으나 0.02 g의 낮은 한계가속도에 지배를 받는다 [6]. 유압식 방진기는 오일 또는 실리콘을 이용하는 유압실린더 방식으로서 성능의 신뢰도가 낮고, 유체를 밀봉하는 실링(sealing) 부분에 잦은 고장이 발생한다. 한편, 방진기를 부착 함으로써 배관시스템들의 강성이 더 증가되면, 경우에 따라서는 운전 중의 진동 혹은 지진 운동 중에 더 큰 지진력을 유발하기도 한다 [6, 7]. 현재 배관 시스템에 설치하는 방진장치는 주로 배관의 상시진동 또는 급작스런 충격 으로 인한 진동을 제어하기 위한 목적으로 설치하기 때문에 지진과 같이 큰 변형을 유발하는 진동을 제어하는데 불리하다.

강재 코일 댐퍼(steel coil damper, SCD)는 외부의 동적 하중에 대하여 스프링의 탄소성 변형으로 반응하여 이력감쇠를 발휘함으로써 구조물의 진동을 제어한다. 선행 연구 [8-10]를 통해 알려진 바에 의하면, SCD의 등 가감쇠비는 20% 이상으로서 큰 감쇠성능을 갖고 있으며, 배관시스템에 강 성의 부과 효과가 크지 않다는 장점이 있다. SCD는 기계식 댐퍼나 유압식 댐퍼에 비해 구조가 비교적 단순하고 ,또 제작 비용이 저렴하며, 특히 경량 이면서 차지하는 공간이 작기 때문에 복잡한 배관시스템에 적용하기 용이 하다. SCD의 핵심 부품인 탄소성 스프링(elasto-plastic spring)은 강재이 므로 열에 강하고 선경(wire diameter) 또는 스프링의 중심경 등의 형상을 변경함으로써 원하는 강성과 감쇠성능을 발휘하도록 설계가 가능하다.

이 연구에서는 배관시스템에 적합한 SCD를 제작하여 실제 배관시스템 모델에 설치하고, 실험을 통하여 SCD의 진동저감 효과를 검증하였다. 연 구를 위하여 먼저, SCD의 설계방법과 절차를 정립하고, 대상 배관시스템 에 적용할 탄소성 스프링의 역학적 특성을 설정하였다. 일반구조용 강재인 SS 강종을 탄소성 스프링 강선의 재료로 선정하고, 스프링 강선의 인장시 험을 통하여 재료의 비선형 역학 특성을 규명하였다. 스프링 강선의 역학특 성을 토대로 이 연구에서는 SCD의 설치 위치 및 크기 등을 고려하여 탄소 성 스프링의 형상을 설계하였다. 대상 배관시스템에 SCD를 설치하기 이전 에 탄소성 스프링의 성능을 해석과 실험으로 분석하였다. SCD의 설계성능 은 비선형 반복하중해석과 1축 반복가력시험을 통하여 검증하였다. 최종적 으로 SCD를 설치한 배관과 설치하지 않은 배관 시스템을 대상으로 진동 대시험을 실시하여 SCD를 적용한 배관시스템의 진동저감 효과를 검증하 였다.

2. SCD의 설계

2.1 구조 형상

SCD는 코일 스프링을 실린더에 삽입하여 제작한 것으로, 여러 댐퍼 중 에서도 구조적인 형태가 매우 단순하다. 코일 스프링은 작용하중에 따라 압 축과 인장의 교번 하중을 받으며, 코일 스프링을 감싸고 있는 실린더는 압축 시에 스프링의 좌굴을 방지한다. Fig. 1은 실린더 형태로 제작한 SCD의 형 상을 보인 것이다.

SCD의 강선(steel wire)은 보통의 스프링에 사용하는 스프링강(SPS) 을 대신하여 일반 구조용 강재인 SS 강종을 사용한다. 이는 코일 스프링이 더 낮은 항복강도에서 항복하고, 더 큰 연성능력을 발휘하도록 유도하기 위 한 것이다. 이로써 더 큰 이력면적(hysteresis area)을 확보하여 에너지 소 산 능력을 향상시킬 수 있다. 따라서 보통의 스프링은 설계하중 하에서 탄성 변형에 머물러 있으나, SCD의 핵심 부품인 탄소성 스프링은 설계하중 하 에서 소성변형에 도달한다.

2.2 SCD의 비선형 강성

SCD의 코일 스프링에 축하중이 코일스프링의 중심에 작용하면, 평형 을 위하여 스프링 강선에는 Fig. 2에 보인 바와 같이, 압축력 과 비틀림 (torque)이 발생한다. 비틀림(T)과 압축력(P)으로 인하여 스프링의 강선 에는 식 (2)와 같은 전단응력이 발생한다.

여기서, J는 비틈상수로서 원형단면에 대하여 극관성모멘트(I_p )이고, r은 스프링의 반경(=D/2), d와 A는 각각 강선의 직경과 단면적이다. 또 비틈과 전단에 의한 변형에너지(strain energy)는 스프링의 전 길이(l)에 대하여 다음과 같이 계산된다.

여기서, G는 전단탄성계수이다. 강선은 드물게 사각형 단면의 강선을 사 용하기도 하지만, 보통은 원형 강선을 사용한다. 식 (2)에 T=PD/2, l=πDN, 그리고 J=πd⁴/32, A =πd⁴/4를 대입하면, 식 (3)과 같이 변한다.

여기서, N은 코일의 감김 수이다. 위 식을 Castigliano의 제2정리에 따라 미분하면, 스프링의 총 변형량(δ)은 다음과 같이 계산된다.

여기서, C는 스프링지수(spring index) (=D/d)이다. 보통 D가 d보다 충 분히 큰 사실(D≫d)을 감안하면, 스프링지수 항은 무시할 수 있다. 또, 스 프링이 변형되는 구간을 고려하기 위하여 스프링의 감김 횟수를 유효감김 수(N_e )로 고려하면, 축방향 변형량은 식 (5)에 따라 구해진다. 탄성구간의 변형에 대한 강성 즉, 탄성강성(k_e )은 식 (6)과 같이 유도된다.

위의 식에서 보듯이, 스프링의 강성은 스프링 재료의 전단탄성계수(G), 강선의 직경(d), 스프링 중심경(D), 유효 감김 횟수(N_e )에 영향을 받는다. 스프링의 강선에 발생하는 전단응력이 항복응력에 도달하게 되면, 스프링 은 항복변형(δ_y )에 도달한다. 이전의 연구에서 Cho (2017) 등 [8]은 여러 가지 스프링을 대상으로 반복하중실험과 매개변수 연구를 통하여 탄소성 스프링의 항복변형을 계산하는 식을 유도하고, 다음과 같이 제안하였다.

여기서, f_y는 강선의 항복강도, E_s1은 탄성계수이다. 식 (7)은 설계단계에 서 간편하게 적용할 수 있으며, 비교적 정확하게 코일 스프링의 탄성한도를 계산할 수 있다. 식 (7)로 항복변형을 계산하면, 식 (6)의 탄성강성을 곱하여 스프링의 항복하중(P_y )을 계산할 수 있다.

항복 이후에 SCD가 계속하여 압축 또는 인장을 받으면, SCD는 소성변 형을 한다. 탄소성 스프링의 비선형 모델은 여러 가지로 표현될 수 있으나, 설계단계에서는 Fig. 3과 같이 이상화된 이선형 모델(bi-linear model)을 주로 사용한다. Fig. 3에서 δ는 스프링의 축방향 변형량이고, F는 스프링에 작용하는 축력으로서 Fig. 2에 보인 P와 같다. 여기서, 첨자 y와 u0는 각각 항복변형 점과 극한변형 점을 의미한다. SCD의 강성모델을 이선형으로 가 정하면, 항복후강성(post yield stiffness)은 1차강성과 비례관계를 갖는다. SCD의 1차강성(k₁ )을 탄성강성이라고 하면, k_e =k₁이고, 항복후강성비 (α)를 이용하여 2차강성(k₂ )은 식 (8)과 같이 표현된다.

따라서 목표 변위 연성도 (μ=δ_u/δ_y )의 크기를 정하면, 이에 따라 최대 변 형량 (δ_u )이 결정되고, 탄소성 스프링의 이선형 모델이 완성된다. 탄소성 스 프링의 유효강성 (k_eff)은 최대변형에 대한 최대하중의 기울기이다 . 강재 의 항복후강성비(α)는 사용재료의 역학특성과 스프링의 형상에 따라 달라 진다.

SCD에 반복하중을 가력하면, SCD는 Fig. 4와 같은 이력거동(hysteresis behavior)을 보인다. 스프링에 사용된 강선의 재료특성과 스프링의 형상 을 정확히 결정하면, 탄소성 스프링의 이력거동을 계산할 수 있고, SCD의 진동제어 능력을 평가할 수 있다. SCD 장치의 등가감쇠비는 이력 루프 (hysteresis loop)의 내부 면적으로 부터 계산할 수 있다. 따라서 SCD는 강 재의 이력감쇠 때문에 고감쇠 성능을 발휘한다.

2.3 SCD 설계 절차

SCD의 설계에서 우선적으로 고려해야 하는 요소는 진동저감 능력이다 [11]. 따라서 SCD를 설계할 때, 먼저 진동저감의 목표량을 선정하고, 그에 부합하는 스프링의 1차강성과 2차강성을 결정한다. 이후 스프링 강성에 부 합하는 스프링 재료의 물성을 선정하고, 스프링의 형상을 설계한다. 스프링 의 재료 특성과 형상이 정해지면, 감쇠계수의 변화에 따른 민감도분석을 통 하여 최적의 감쇠계수를 결정하고, SCD의 배치를 결정한다.

Fig. 5는 SCD의 설계절차를 나타낸 흐름도이다. SCD 설계의 첫 번째 단계는 배관시스템의 지진해석을 통하여 진동제어가 필요한 배관 지점에 서 설계 요구량인 최대 변위(D(t)_max)와 최대 가속도(A(t)_max) 응답을 구 하는 것이다. 이후, 최대 작용력(F_max )은 변위 제어 지점의 지진응답에 기 여하는 배관의 질량(m)에 최대가속도(A(t)_max)를 곱하여 계산한다.

배관의 진동제어 설계에서는 탄소성 스프링의 최대변위 능력의 25%~50% 정도의 변위를 목표변위로 설정한다. 최대 변위와 최대 작용력이 결정되면, 댐퍼의 설치 위치와 전체적인 치수를 고려하여 예비설계를 수행한다. 이때 항복후강성비(α)와 목표연성도(μ) 등을 가정한다. 탄소성 스프링의 항복 후강성비는 1/10~1/30의 범위에 해당하는데, 설계에서는 보통 1/20로 가 정한다. 목표연성도는 2.0~6.0 정도로 가정한다. 이후 가정된 설계변수에 대하여 코일스프링의 재료와 형상 치수를 결정한다. 필요에 따라 항복후강 성비와 목표연성도 또는 스프링의 형상을 수정하고 목표 강성을 검토하는 과정을 반복하여 탄소성 스프링의 설계를 완성한다. 설계된 탄소성 스프링 의 비선형 강성은 유한요소해석 결과를 통하여 검증한다.

3. 진동제어 배관시스템 시험체 제작

3.1 배관시스템

SCD의 진동제어 성능을 평가하기 위하여 실규모의 배관시스템을 제작 하고 진동시험을 실시하였다. 시험의 대상으로 선정된 배관시스템은 과거 일본방재과학기술연구소 [12]에서 2007년도에 실험하였던 시험체를 국 내 실험실 여건에 맞춰 수정한 모델이다. 이 모델은 이중 곡관의 형태이고, 전체적인 크기는 2,200 × 3,000 × 3,000 mm이다. Fig. 6은 진동대 상단에 설치한 시험체의 배치 형상이다.

이 배관 시스템은 3개의 절곡부가 있고, 배관 중앙의 절곡부 주변에는 밸브를 형상화하여 두 개의 강체 질량(200 mm×200 mm×50 mm)을 부 착하였다. 사용된 배관의 재질은 고온배관용 탄소강관(STPT370)이며, 배관의 외경은 114.3 mm이고, 내경은 105.3 mm이다. 배관의 전체 질량은 95.091 kg이며, 배관 중앙부에 부착한 질량체의 중량은 각각 217 kg이다. 배관시스템은 두 개를 제작하여 진동대 위에 500 mm 간격으로 나란히 배 치하고, 하나의 배관에만 SCD를 설치하였다. 배관의 양끝은 진동대 상단 에 설치한 고정구(fixture)에 용접하여 고정단 경계조건을 구현하였다.

3.2 SCD 장치

3.2.1 스프링 강선의 재료특성

탄소성 스프링의 1차강성과 2차강성은 재료의 전단탄성계수에 비례하 며, 항복변위도 사용재료의 역학특성에 영향을 받는다. SCD의 설계에 요 구되는 스프링 강선의 응력-변형률 특성을 정확하게 파악하기 위하여, 먼저 공인된 시험기관에서 강선에 대한 인장시험을 실시하였다. 인장시험은 한 국공업표준인 KS B 0801에 따라 수행하고, 시편의 규격은 2호 시험편 규 정에 따라 준비하였다.

이 연구에 사용된 스프링 강선의 강종은 SS275이고, 선경 (d)은 10 mm 인 원형 강선이다. 총 5개의 시편을 대상으로 인장시험을 실시하고, 시험결 과를 Table 1에 나타내었다. Table 1에서 보듯이 각 시편의 인장강도와 항 복강도는 큰 편차가 없으므로 강선 재료의 품질은 비교적 균질하다고 판단 할 수 있다. Fig. 7은 대표적으로 #1 강선에 대한 응력-변형률(σ-∈) 선도를 작도한 것이다. #2~#5번 시편의 응력-변형률 곡선은 논문에 수록하지 않았 으나, Fig. 7의 곡선과 거의 일치한다.

σ-∈ 곡선을 이용하여 강선의 탄성계수(E₁ )와 전단탄성계수(G) 및 항복 점 부근의 접선계수(E₂ )를 계산하여 Table 2에 정리하였다. 강선의 탄성계 수는 초기 강성에 대한 기울기이며, 전단탄성계수는 표준 강재의 포와송비 인 0.3을 적용하고 전단탄성계수와 탄성계수의 관계식 G=E/2(1+ν)을 이용하여 계산한 값이다. 또한, 접선계수는 σ-∈ 곡선의 항복강도 점에서 접 선의 기울기이다. 탄소성 스프링의 설계에는 Table 2에 보인 평균값을 강 선의 탄성계수로 적용하였다. 설계에 사용된 스프링 강선의 중량과 항복강 도는 Table 3에 나타내었다.

3.2.2 탄소성 스프링 시편 설계

Fig. 5의 설계 절차에 따라 탄소성 스프링을 설계하고 그 결과를 Table 4에 정리하였다. 설계된 스프링의 형상은 Fig. 8에 보인 바와 같다. Fig. 9 는 항복후강성비, α를 1/10, 1/15, 1/20, 1/25일 때로 가정하고 식 (6)과 식 (8)에 따라 계산한 이선형 강성을 비선형 유한요소해석결과와 비교한 것 이다.

이 연구에서 배관에 장착할 SCD의 설계를 위하여 항복후강성비(α)는 1/20로 가정하였으며, 항복변위(δ_y )는 식 (7)에 따라 계산하였다. 선 직경, 스프링 직경, 자유장, 밀착장 및 감김수 등의 설계변수는 최종적으로 완성 되는 댐퍼의 크기, 진동특성, 강성을 고려하여 결정하였다. 스프링의 1차강 성은 식 (6)을 이용하여 계산하고, 초기 유효강성은 스프링의 최대 변위가 40 mm일 때의 등가강성으로 설정하였다. 설계된 탄소성 스프링의 이선형 이력곡선을 토대로 계산된 등가감쇠비는 30.43%이다.

3.3 반복하중 해석

앞서 설계된 스프링을 대상으로 ANSYS 유한요소프로그램 [13]을 이 용하여 비선형 반복하중해석을 수행하였다. 해석모델은 Fig. 10에 보인 바 와 같으며, 2189개의 고체요소로 모델링하였다. 해석모델의 재료 물성치 는 3.2.1절에서 수행한 SS275 강선의 인장시험 결과 얻어진 값을 동일하게 입력하였다. 경계조건으로서 Fig. 10에 보인 해석모델의 하단부(A 점)는 고정하고, B 점에 축방향 강제변위를 입력하였다.

유한요소해석에 사용된 입력운동은 Fig. 11에 보인 형태의 강제변위이 다. 스프링의 밀착장을 고려하여 최대 변위의 진폭은 40 mm로 설정하고, 인장과 압축을 5회씩 2 mm/sec의 속도로 반복하였다.

해석결과, 최대변위 40 mm일 때, 최대하중은 4.28 kN으로 계산되었다. 이때의 등가 유효강성은 0.107 kN/mm이다. Fig. 12에 설계시의 예측과 유한요소해석으로 얻은 하중-변위 곡선을 비교하였다. 설계 식으로 구해 진 하중변위 곡선은 이선형 모델로서 탄성영역과 소성영역의 구분이 불연 속적인 반면, 비선형 해석에서는 더 높은 차수의 비선형 곡선으로 구해지 고, 항복점 부분에서 곡선 형태를 보인다. Fig. 12로부터 설계 단계에서 계 산된 이선형 강성은 유한요소해석에서 얻은 강성과 비교적 정확하게 일치 하고 있음을 알 수 있다. 단, 비선형 이력곡선에 서 계산한 탄소성 스프링의 등가감쇠비는 약 27.6%로서 설계 시 이선형 강성으로 가정하여 예상한 값 (30.43%)보다 약 10% 가량 적다.

3.4 반복가력시험

앞서 설계된 스프링의 성능을 확인하기 위하여 탄소성 스프링 시편을 대 상으로 비선형 반복가력시험을 수행하였다. 스프링 시편은 설계도면을 토 대로 총 4개를 제작하였으며, 그 형상은 Fig. 13에 보인 바와 같다. 반복가 력시험을 진행하는 동안 시편의 단부 경계조건은 해석과 동일하도록 구현 하기 위하여 한 쪽 무효감김 부분은 지그에 용접하고 반대쪽 무효감김 부분 에는 로드셀을 연결하여 Fig. 14와 같이 고정하였다. 이에 따라 시편은 양단 고정 조건으로서 횡 방향의 변위 자유도와 비틈 방향의 회전 자유도가 구속 되었다. 하중은 해석과 동일하게 변위제어 방식으로 입력하였으며, Fig. 11 에 보인 강제변위를 최대 40 mm까지 인장과 압축 방향으로 5회씩 반복하 였다.

실험에서 계측된 최대변위와 최대하중을 Table 5에 정리하였다. 실험에 서 계측된 최대변위의 평균 값은 43.18 mm이고, 최대하중의 평균 값은 4.39 kN이다. 계측된 최대변위와 최대하중에 대한 등가 유효강성은 0.102 kN/mm이다. 실험에서 얻어진 각각의 하중-변위 곡선을 Fig. 15에 비교하 였다. Fig. 15에 보인 4개의 이력곡선에서 계산된 탄소성 스프링의 등가감 쇠비의 평균값은 26.4%이다. 이에 따라, 설계에서 예상한 감쇠비(30.43%) 는 실제보다 약 15% 정도 크다는 것을 알 수 있다. 반면에, 유한요소해석으 로 구한 감쇠비는 실험결과와 비교하여 약 4.5% 정도의 근소한 차이를 보 인다. 이로부터 유한요소해석은 비교적 정확하게 스프링의 비탄성 이력특 성을 추정한다는 것을 알 수 있다.

이상의 설계 및 해석과 실험으로 얻은 탄소성 스프링의 비선형 하중-변 위 곡선을 Fig. 16에 비교하였다. 또한 설계, 해석, 실험으로 얻은 SCD의 설계변수를 Table 6에 비교하였다. 표에서 설계 식과 유한요소해석으로 계 산한 유효강성은 실험으로 결정된 유효강성에 비하여 약 4.9%의 오차를 보 였다. 또 해석으로 산출한 등가 감쇠비는 실험결과와 비교하여 약 4.5%의 차이를 보인다. 이상의 비교를 통하여 유한요소해석모델은 스프링의 실제 강성을 잘 묘사하고 있다는 것을 알 수 있다.

4. 배관시스템의 진동대시험

4.1 시험 계획

SCD가 배관시스템에 작용하는 지진 제어 효과를 확인하기 위하여 진동 대시험을 수행하였다. 진동대시험은 IEEE Std 344-2004 기준 [14]에 따 라, 먼저 운전기준지진(OBE) 내진시험을 5회 실시하고, 이어 안전정지지 진(SSE) 내진시험을 1회 진행하였다. 각각의 내진시험시 3축 방향 운동을 동시에 입력하였다. 진동대를 이용한 지진시험의 입력운동 조건을 Table 7 에 나타내었다.

4.2 시험체 설치

앞서 소개한 Fig. 6의 배관시스템에 대한 지진시험을 위하여 시험체를 진동대 상단에 Fig. 17과 같이 설치하였다. 진동대 상단에서 시험체에 연결 된 배관의 지점부에는 고정구(fixture)를 용접으로 접합하고, 이는 다시 진 동대에 앵커볼트를 이용하여 체결하였다. Fig. 18은 시험체의 지점부 상세 를 보인 것이다. 구조물의 진동 응답을 계측하기 위하여 배관의 주요 위치와 지점부에 총 4개의 가속도계를 설치하였다. 응답을 계측하기 위해 설치한 가속도계의 위치는 Fig. 19에서 확인할 수 있다.

4.3 공진탐색시험

지진시험에 앞서 배관시스템의 동특성을 분석하기 위하여 공진탐색시 험을 수행하였다. 공진탐색시험의 입력운동 조건은 Table 8과 같고, 독립 적으로 한 축씩 3축(X, Y, Z)에 대하여 공진탐색을 수행하였다. 입력운동 의 파형은 정현스위프파(sine sweep wave)이며, 최대 진폭은 0.2 g이고, 스위핑 비율은 분당 1옥타브(octave)이다. 입력운동에 대한 배관의 응답을 전달함수로 변환하여 진동특성을 분석하였다. Fig. 20은 SCD의 설치 전 과 후에 대하여 시험체의 진동응답에 대한 방향별 전달함수이다. 실험모드 분석 결과, SCD 설치 전 배관의 1차 모드의 고유진동수는 2.20 Hz, SCD 설치 후 배관의 1차 모드의 고유진동수는 4.88 Hz로 나타났다. Table 9에 방향별 고유진동수 및 증폭 배율을 나타내었다.

4.4 지진입력운동

지진운동시험에서 사용한 진동대의 입력운동은 원전의 층응답스펙트 럼에 부합하는 인공지진이다. 인공지진을 생성하기 위하여 2% 감쇠비 곡 선을 목표응답스펙트럼으로 선정하였다. SSE 수준의 인공지진의 최대지 반가속도(PGA)는 0.7 g이고, OBE의 PGA는 0.35 g이다. 인공지진의 시 간이력의 총 지속시간은 30초이고, 강진 지속시간은 20초이다. Fig. 21에 요구응답스펙트럼과 인공지진파의 스펙트럼을 비교하였다. Fig. 22는 생 성된 인공지진의 가속도 시간이력을 보인 것이다. 지진시험에서 입력운동 은 3방향을 동시에 가진하였다.

4.5 지진응답

4.5.1 SCD를 설치하지 않은 시험체

Fig. 19에 보인 바와 같이, 진동대시험에서는 배관의 고정지점(fixture) 과 SCD를 설치하고자 하는 위치에서 가속도를 계측하였다. 계측된 가속도 신호로부터 수치적분을 통하여 변위를 계산하였다. Fig. 23과 같이 SSE 수 준의 입력운동을 적용하여 시험을 수행한 경우 SCD를 설치하고자 하는 지 점에서 최대 변위는 143.7 mm, 최대 가속도는 2.36 g가 발생하였다.

4.5.2 SCD를 설치한 시험체

SCD가 설치된 시험체의 경우에도 배관의 고정지점(fixture)과 SCD가 설치된 지점의 가속도를 계측하였으며, 계측된 가속도 신호로부터 변위를 계산하였다. SCD가 설치된 배관시스템 시험체의 SCD 위치에서 계측된 응답의 시간이력은 SSE 수준의 입력운동을 적용한 경우 Fig. 24와 같이 최 대 변위는 25.7 mm, 최대 가속도는 2.27 g로 계산되었다.

4.5.3 SCD 설치 유무에 따른 시험결과 비교

SCD 설치유무에 따른 배관시스템의 진동대시험 결과를 Table 10에 비 교하였다. SCD를 설치하기 이전과 비교하여 설치한 이후에 배관에 발생한 최대 변위는 OBE 수준의 입력운동에 대하여 107.87 mm에서 18.60 mm, SSE 수준의 입력운동에 대하여 143.7 mm에서 25.7 mm로 약 80% 이상 감소하였다.

5. 결 론

이 연구에서는 배관의 진동 제어를 위하여 탄소성 스프링의 소성변형으 로 이력감쇠를 발휘하는 SCD를 개발하였다. 그리고 발전소의 배관시스템 에 설치할 수 있는 SCD 시험체를 설계하고, 제작하여 반복하중해석과 가 력시험을 통하여 그 설계결과를 검증하였다.

SCD의 주요 부품인 탄소성 스프링의 설계를 위해 스프링의 주 재료인 SS275 강선의 인장시편에 대한 재료시험을 수행하고, 응력-변형률 곡선 을 계측하였다. 인장시험에서 얻은 강선의 응력과 변형률 데이터를 이용하 여 탄소성 스프링 시편의 탄성강성, 접선강성 및 항복변위를 설계하였다. 스프링의 강성과 감쇠가 목표치에 부합하는지 비교하고, 유한요소해석과 반복하중시험을 통해 설계의 정확성을 검증하였다. 탄소성 스프링의 해석 및 시험에서 최대변위는 ±40 mm를 가력하였다. 탄소성 스프링의 변형량 이 40 mm일 때, 스프링의 유효강성은 0.102 kN/mm, 감쇠비는 26.4%로 나타났다.

설계된 SCD의 진동제어 성능을 검증하기 위하여 SCD 시편을 제작하 고, 배관시스템에 장착하여 진동대시험을 수행하였다. 이 배관시스템에서 변위가 가장 크게 발생할 것으로 예상되는 부분에 수평 한 방향으로 SCD를 설치한 경우와 비설치한 경우로 구분하여 진동대시험을 실시하고 진동응 답을 비교하였다. OBE 수준의 인공지진에 대하여 SCD 설치 전에 배관의 변위 응답이 107.9 mm로 측정되었으며, 설치 후 18.6 mm로 82.8% 감소 하였다. SSE 수준의 인공지진의 경우, SCD 설치 전 변위응답은 143.7 mm 로 계측되었고, 설치 후에는 25.7 mm로 82.1% 감소하였다.

이 연구를 통하여 SCD를 이용하여 배관에 발생하는 과도한 지진 변위 를 효과적으로 감소시킬 수 있다는 사실을 확인하였다. 배관의 설계는 가속 도 응답보다는 변위 응답에 지배되므로 배관시스템에 SCD를 적용하면, 배 관시스템의 진동제어에 매우 효과적일 것으로 판단된다.