1. 서 론

플랜트 구조물은 지진 발생 시 구조체의 손상뿐만 아니라 설비의 손상으 로 인하여 위험물 유출 또는 생산기능 정지 등의 2차 피해가 발생할 수 있다. 따라서 강도 기반의 설계보다는 성능에 기초한 설계의 필요성 및 효과가 높 다고 할 수 있다. 플랜트 구조물은 일반 건축물과 상이한 형태를 갖기도 하 지만 많은 경우에 있어서 건물과 유사한 형태의 지진력 저항시스템을 활용 하고 있다[1]. 이러한 플랜트 구조물 가운데 큰 비중을 차지하는 것으로서 대형 설비의 지지구조물을 예로 들 수 있다. 대형설비 지지구조물은 강한 비 정형성을 가지기 쉽고 설비와의 상호작용 등으로 인해 정형화된 지진력저 항시스템의 설계계수 적용에 대한 불확실성이 크므로 구조적 측면에서도 성능기반 내진설계 적용을 통한 내진성능의 검증 필요성과 개선 가능성이 있다[2].

건축물 내진설계기준(KDS 41 17 00)에 따르면 플랜트 구조물에 포함 되는 대형설비는 건물외구조물로 분류되며 건물외구조물의 중량이 구조물 전체 중량의 25%이상이면 지지구조물과 건물외구조물은 적절한 강성과 유효중량 분포를 갖는 연성구조(coupled structure)로 함께 모델링하여야 한다[1]. 설비 지지구조물 설계 시 설비를 상세하게 모델링하여 지지구조물 과 병합 해석 하는 것은 모델링과 해석 시간이 과도하게 많이 걸리는 한계가 있다. 따라서 본 연구에서는 설비를 적절한 절차에 따라 집중질량 막대모델 로 근사화하고 지지구조물과 병합하여 비선형 동적해석을 실시하였다.

KDS 41 17 00에서는 설계계수가 규정되지 않은 구조시스템을 설계하 거나 규정된 시스템을 다양한 성능목표를 만족하도록 설계하고자 하는 경 우에 비선형해석을 통해 변형능력 및 초과강도를 정밀 평가하여 설계하는 성능기반 내진설계를 허용하고 있다[1]. 본 연구에서는 성능기반 내진설계 절차에서 허용되는 저감된 밑면전단력을 적용한 대안설계안1과 기준에 정 의된 지진력저항시스템을 부분적으로 개선시킨 대안설계안2를 각각 플랜 트 설비 지지구조물에 적용하여 대안설계를 수행하였다. 대안설계안2는 고 연성도 지진력저항시스템의 상세 요건을 부분적으로 적용하였고 항복비가 낮은 고성능 내진강재(SN강재) 사용에 따른 연성증가효과[3-5]를 활용하 였다. 이에 따라 강재별로 적합한 소성힌지 모델을 문헌조사를 통해 선정하 고 기존 실험결과를 토대로 일부 수정안을 제시하여 비탄성 모델링에 적용 하였다. 비선형 동적해석을 통해 성능평가를 수행하고 설비 지진하중의 정 확한 평가를 통해 플랜트 설비 지지구조물 대안 구조시스템의 성능을 확인 하였다. 또한 대안구조시스템의 내진성능 및 경제성을 기존의 사양기반 내 진설계 적용 모델과 비교분석하였다.

2. 플랜트 설비지지 구조물

2.1 구조물 개요

대상구조물은 층고가 4.95 m인 3층 제철플랜트 집진설비 지지구조물로 서 구조평면도는 Fig. 1과 같으며 기본정보는 Table 1과 같다. 보의 경간은 7.5 m이며 1.875 m 간격으로 작은 보가 격자 형식으로 지나간다. 강체격막 대신에 평면상에 Truss 요소를 사재로 배치함으로써 유연격막 효과를 고려 하였다. Fig. 1의 X1, X4골조는 모멘트골조로서 완전강접모멘트접합으로 이루어져 있고 Y1, Y3, Y5골조는 중심가새골조로서 골조 중앙 경간에 2층 X형 가새와 역V형 가새가 배치되어 있다. 탄성설계 모델에서 보와 기둥은 별도의 패널존 없이 절점에 연결되었다. 높이 14.4 m의 집중질량 막대모델 로 근사화한 집진설비 모델 7개가 Fig. 2와 같이 구성되어 있다.

2.2 집진설비 모델링

본 연구에서는 설비를 집중질량 막대모델 (Lumped mass stick model) 로 근사화하였다. Fig. 3과 같이 실제 집진설비 모델을 참고하여 강성의 변 화를 고려하여 9개 자유도를 선정하고 보 요소로 모델링하였다. 실제 집진 설비 모델에 1차모드 변형 및 질량분포에 기초한 관성력으로 하중을 작용 시키고 정적해석에 의한 각 자유도의 수평변위, 회전각, 전단력, 휨모멘트 를 산정하였다.

집중질량 모델의 요소 휨강성 EI를 산정하기 위하여 다음 식 (1)과 같이 오차를 정의한다.

여기서, K_o는 EI로 정규화된 4자유도 보요소의 강성행렬이고 식 (3)과 같 다. Q와 U는 각각 4자유도 요소의 절점력(전단력과 휨모멘트)과 절점변위 (수평변위와 회전각)로서 작용 관성력과 그에 대한 해석결과에 의해 결정 된다.

여기서, L은 부재의 길이, β_s는 전단변형 상수, G는 전단탄성계수, A는 단 면적, f_s는 전단형상계수이다. 전단형상계수 f_s는 2.5를 사용하였다. 식 (1) 로 정의된 오차에 대하여 최소제곱법에 의해 다음과 같이 단면이차모멘트 를 결정할 수 있다.

단 상수로 가정한 X에 포함된 β_s의 변화로 인해 반복 계산이 요구되며 이를 통해 수렴하는 값으로 EI와 β_s를 결정하였다. 또한 중심에서 지점까 지 방사상으로 배치된 8개의 수평 보 요소를 사용하여 집진설비 지지부가 위치한 높이에서 설비의 변형에 의해 발생하는 회전강성을 모델링하였다.

3. 대안구조시스템

3.1 기본설계

본 연구에서의 설계모델은 탄성설계를 적용한 통제모델(control model) 과 규정된 지진력저항시스템에 성능기반 내진설계를 적용한 대안모델1, 성 능기반 내진설계를 적용하고 기존 지진력저항시스템을 부분적으로 개선시 킨 대안모델2로 나누어진다. 세 가지 모델은 먼저 KDS 41 17 00에 따라 탄 성 기본설계가 이루어졌다[1]. 대상 모델의 내진등급은 특등급이며 성능목 표는 2400년 재현주기 지진의 2/3에 기능수행, 2400년 재현주기 지진에 인 명안전(장기복구)이다. 내진등급에 따라 중요도계수 I_E = 1.5로 설계되었 고 통제모델, 대안모델1은 SS275 강종을, 대안모델2는 연성능력의 개선을 고려하여 SN275B 강종을 적용하였다. 기본설계는 MIDAS GEN을 통해 수행되었다.

통제모델의 지진력저항시스템은 X방향은 보통모멘트골조(OMRF), Y 방향은 보통중심가새골조(OCBF)이며 KDS 41 17 00에 따라 해당되는 반 응수정계수 R을 Table 2와 같이 결정하였다[1]. KDS 41 17 00에 따라 응 답스펙트럼해석에 의한 밑면전단력 V_t와 등가정적해석법으로 산정한 밑 면전단력 V의 85% 중 더 큰 값인 후자를 적용하였다[1].

대안모델1은 통제모델과 동일한 지진력저항시스템으로 설계됨에 따라 반응수정계수는 동일하다. KDS 41 17 00에 따르면 성능기반 내진설계 시 설계 밑면전단력의 최솟값을 등가정적해석법에 의한 밑면전단력 V의 75% 로 규정하고 있다[1]. 대안모델1의 설계밑면전단력은 등가정적해석법으 로 산정한 밑면전단력 V의 75%를 적용하였으며 이 값은 V_t 보다는 크다 (Table 2).

대안모델2는 X방향의 경우 중간모멘트골조(IMRF)의 요건을 모두 만 족시키고 특수모멘트골조(SMRF)의 요건을 부분적으로 수용하였다. Y방 향의 경우 보통중심가새골조(OCBF)의 요건을 모두 만족시키고 특수중심 가새골조(SCBF)의 요건을 부분적으로 수용하였다. 대안모델1과 동일하 게 설계밑면전단력은 등가정적해석법으로 산정한 밑면전단력 V의 75% 와 V_t 중 큰 값으로 결정하였다(Table 2).다만 상위 시스템의 요건을 모두 만족하지는 않는 관계로 반응수정계수는 상향하지 않고 IMRF 및 OCBF 의 값을 적용하였다.

지진력저항시스템을 구성하는 골조 외에 다른 골조의 보 부재는 핀접합 으로 설계되어 지진력에 저항하지 않는다.

3.2 모멘트골조 대안설계요구사항

장변방향 모멘트골조의 경우에 통제모델과 대안모델1은 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00) 에 따라 OMRF의 요구조건을 만족하게끔 설계 하였고 대안모델2는 IMRF를 모두 만족하고 SMRF의 요구조건을 부분적 으로 수용하게끔 설계하였다[6].

보-기둥 접합부의 내진상세 요구사항은 다음과 같다. OMRF의 보-기둥 접합부는 KDS 41 31 00 에 따른 용접 접합부가 소요전단강도 식 (6)를 만 족해야 한다[6]. 소요전단강도는 지진하중효과 E를 이용하여 산정한다. 해 당 요구사항은 접합부 설계 요구사항으로 해석모델은 반영하지 않았으며 접합부 강도를 만족한다고 가정하였다.

여기서, R_y는 공칭항복강도(F_y )에 대한 예상항복응력의 비, M_p는 공칭소 성모멘트강도, L_h는 보 소성힌지 사이의 거리를 의미한다.

IMRF의 보-기둥 접합부는 추가로 다음의 조건을 만족하여야 한다.

조건 ①과 ③은 접합부 성능 시험으로 입증되어야 한다. Oh et al.의 연구에 따르면 논스캘럽(non-scallop) 상세를 적용하고 SN강재를 사용한 보-기 둥 접합부는 용접부 파단보다 비탄성국부좌굴이 선행하여 스캘럽 상세 및 SS강재를 적용한 보-기둥 접합부에 비해 연성능력이 우수함을 실험을 통하 여 확인하였다[6, 7]. 대안모델2는 이와 같은 내진성능이 검증된 재료와 상 세가 적용된 접합부 성능을 가정하였으며, 4장에서 기술하는 바와 같이 이 를 모사할 수 있는 비탄성 모델을 채택하였다.

연속판 요구조건은 OMRF와 IMRF가 동일하며 보 플랜지두께의 1/2 배 이상으로 하여야 한다는 요구사항에 따라 1.0배로 모델링에 반영하였다. 부재 단면의 폭 두께비의 경우 통제모델과 대안모델1은 OMRF로서 관련 요구사항이 없으므로 비컴팩트 단면이며 대안모델2는 IMRF 요구사항에 따라 컴팩트 단면으로 설계 되었다.

패널존의 강도가 낮을수록 보-기둥 접합부의 용접부 취성파단이 유도되 고 에너지 소산량이 감소하며 전체적인 연성능력이 저하된다[7-9]. 이를 고 려하여 대안모델2는 SMRF요건 중 패널존의 두께와 보강판 요건을 식 (7) 과 같이 추가 고려하여 연성능력의 증진을 기대하였다.

여기서, t는 기둥웨브 또는 패널존 보강판의 두께, d_s는 접합부에 연결된 보 중 깊은 보의 d-2t_f, w_z는 기둥플랜지 사이의 패널존의 폭이다. 이에 따라 10 mm의 보강판을 고려하여 해석 모델에 반영하였다. 모멘트골조 대안설 계 요구사항을 요약하면 Table 3과 같다.

3.3 가새골조 대안설계요구사항

가새골조의 설계요구사항은 기본적으로 KDS 41 31 00에 따랐다[6]. OCBF와 SCBF의 폭 두께비 요구조건은 공통적으로 내진 컴팩트 단면을 만족하는 것이며 부재 세장비요구 조건은 식 (8)에 따른 조건을 OCBF의 경우에는 K, V, 역V형 가새만, SCBF의 경우에는 전체 가새 부재가 만족하 는 것이다.

여기서, K는 유효좌굴길이계수, l은 부재의 길이, r은 좌굴축에 대한 단면 2 차 반경, E는 강재의 탄성계수, F_y는 강재의 항복강도를 의미한다. 통제모 델은 3층의 역V형 가새만 식 (8)의 요건에 해당된다. 통제모델과 대안모델1 은 OCBF의 세장비, 폭 두께비 요구 조건을 모두 만족하였다. 대안모델2의 가새골조는 3.1절의 방식에 따라 감소된 밑면전단력으로 설계 되었고 이에 따라 부재의 단면적이 감소되었다(Table 4). 그럼에도 불구하고 단면의 폭 이 통제모델 대비 증가하여 좌굴축에 대한 단면 2차반경이 증가되었다. 이 에 따라 SCBF의 부재 세장비 요구 조건을 만족함으로써 부재 좌굴 성능이 증가되는 효과를 기대할 수 있다. 다만 내진컴팩트 요건을 만족하지 못하는 컴팩트 단면이 적용되었다. 최상층의 역V형 가새골조의 경우에 세 가지 모 델 모두 KDS 41 31 00에 따라 가새 좌굴로 인한 불균형력의 검토를 수행하 였다. 중심가새골조 대안설계 요구사항을 요약하면 Table 5와 같다[6].

3.4 탄성 기본설계 결과

탄성 기본설계 결과 세 가지 모델은 공통적으로 장변방향은 층간변위비, 단변방향은 부재력-강도비가 지배하여 설계되었다. 대안모델1은 설계 밑 면전단력 감소로 인하여 Table 4와 같이 단면이 저감되었다. 대안모델2는 장변방향에서는 변형능력이 향상된 지진력저항시스템으로 설계됨으로써 더 높은 반응수정계수를 사용해 부재 단면적이 저감되었고 단변방향에서 는 세장비를 개선시킨 대신 폭 두께비 요구조건을 완화시켜 단면적이 저감 되었다(Table 4).

모델 별 구조물 진동주기, 설비 진동주기는 Table 6과 같다. 지지부재 변 형에 따른 설비 진동모드가 다수 발생하였으며 주로 단변방향에서 설비진 동 주기가 구조진동 주기보다 큰 값을 나타내었다. 등가정적지진하중 산정 에 적용된 기본진동주기는 고유치해석결과와 주기상한계수를 반영하였으 며, 이 때 단변방향 기본진동주기는 구조물 변형을 나타내는 16차 모드의 것을 적용하였음에 유의한다.

4. 비선형 해석모델

비선형 해석모델은 Perform 3D를 이용하여 작성하였다. 3장의 기본설 계와 대안설계 결과의 단면속성을 반영하여 모델링하였으며 부재의 비선 형 모델링은 지진력저항시스템에 한정되어 적용되었고 중력하중 저항 부 재는 힘지배거동으로서 탄성거동하도록 하였다. 보 및 기둥 부재는 양 단부 에 집중소성힌지를 적용하였으며 소성힌지 모델은 이하 기술하는 모델을 적용하였다. 가새부재는 Steel Bar Element로 모델링하였으며 축방향 비 탄성 재료 모델을 적용하였다. 패널존은 Krawinkler모델을 사용하여 명시 적으로 비탄성 거동을 반영하였다.

4.1 적용 소성힌지 모델 검증

통제모델과 대안모델1은 SS강재를 사용하므로 소성힌지에 보-기둥 접 합부 용접파단을 고려한다. 따라서 ASCE 41-17의 보-기둥 전용접 접합부 모델을 적용하였다(Fig. 4)[10]. 대안모델2은 SN강재를 사용하므로 소성 힌지에 보-기둥 용접 파단이 지배하지 않는 접합부를 대상으로 제안된 NIST GCR 17-917-45의 소성힌지모델(이하 NIST 17 모델)을 적용하였 다[11]. 이 모델은 취성파단이 배제된 비탄성 국부좌굴이 지배하는 A992 Grade 50 (항복비 0.85) 및 A572 Grade 50 강종의 실험체를 기반으로 제 안된 것이다(Fig. 5). NIST 17 모델에서 항복모멘트 M y *는 다음 식 (9)~(10) 과 같이 산정한다.

여기서, R_y는 기대강도계수, Z는 소성단면계수, F_y는 강재의 항복강도를 의미한다. β는 반복경화계수(cyclic hardening factor)로서 1.2가 제시되 어 있다.

본 연구에서는 SS강재와 SN강재를 사용하여 보-기둥 접합부 실험을 수 행한 국내문헌을 조사하여 해당 강재에 적합한 소성힌지 모델을 검토하고 일부 수정안을 제시하였다[3-5], [12], [13]. 먼저 각 문헌의 실험체 정보를 파악한 뒤 ASCE 41-17 및 NIST 17 모델을 적용하여 실험체의 모델링을 실시하였다[10, 11]. 보 단부에서 Pushover 하중을 가하여 Pushover Curve 를 해당 문헌의 실험결과와 비교하였다. 비선형해석에는 Perform 3D를 사 용하였다.

SS강재를 사용한 보-기둥 접합부 실험을 해석결과와 비교하면 Fig. 6과 같다. Han and Kwon의 연구에서는 패널존 강도비에 따라 변수를 설정하 고 보-기둥 접합부 반복가력 실험을 수행하였다[12]. 그 중 강 패널존으로 설계되어 접합부 파단이 일어난 실험체를 대상으로 실험결과를 플로팅하 여 Pushover 해석결과와 비교하였다(Fig. 6(a)). 실험결과는 보 플랜지 취 성파단으로 ASCE 41-17모델과 항복강도, 연성능력 저하 시점이 대체로 일치하는 결과를 보였다. Lee et al.의 연구에서는 용접 수평헌치로 보강된 철골 모멘트 접합부의 내진실험을 실시하였다[13]. 그 중 비보강 실험체는 보 플랜지와 웨브의 교차점에서 시작한 균열이 발전되어 보 플랜지 취성파 단 양상을 보였다. 실험결과는 NIST 17 모델을 사용한 해석결과와 항복강 도, 최대강도가 비교적 일치하였으나 강도저하 시점 및 구간은 ASCE-41-17 모델을 사용한 해석결과와 더 잘 부합하는 경향을 보였다(Fig. 6(b)). Han and Kwon과 Lee et al.의 실험결과에 따르면 SS강재의 보-기둥 접합부는 보 플랜지의 용접파단이 선행되어 큰 연성능력을 발휘하지 못하며 이는 SN 강재와 비교했을 때 구별되는 특성이다. 따라서 SS강재 보 힌지속성 모델 은 연성능력 저하 시점이 비교적 일치하는 ASCE-41-17모델이 적합하다 고 판단되어진다.

SN강재를 사용한 보-기둥 접합부 실험을 해석결과와 비교하면 Fig. 7과 같다. Oh et al.의 연구에서는 SN강재의 용접 H형강을 사용한 보의 플랜지 를 보강하여 반복가력실험을 실시하였다[3]. 그중 비보강 실험체는 비탄성 국부좌굴이 선행되며 약 0.04 rad의 소성변형능력을 가지는 것을 확인할 수 있었다. Kim et al.과 Oh et al.의 연구에서도 SN강재를 사용하여 보-기 둥 접합부 반복가력 실험을 수행하여 SN강재의 우수한 연성능력을 확인하 였다[4, 5]. SN강재의 적용 모델별 해석결과와 실험결과를 비교해볼 때, NIST 17 모델을 적용한 해석결과가 비탄성 변형능력을 보다 더 잘 모사하 는 것을 확인할 수 있었다. 다만, 강도 측면에서 실험결과와 NIST 17 모델 은 식 (9)의 반복경화계수(Cyclic hardening factor) β = 1.2만큼 차이가 나는 결과를 보였다. 이에 따라 본 연구에서는 NIST 17 모델에서 β값을 1.0 으로 수정하여 적용하였다.

4.2 보

통제모델, 대안모델1,2의 보에 각각 적용된 소성힌지 모델을 Fig. 8에 도 시하였다. 대안모델 1은 저감된 밑면전단력으로 설계되어 단면적이 감소됨 에 따라 통제모델에 비해 보의 휨모멘트 강도가 줄어들었으나 대안모델 2 에서는 대안모델 1에 비해 높은 소성단면계수의 단면을 채택하여 휨모멘트 강도가 우수한 것을 확인할 수 있다. 이는 본 모델에서의 장변방향 모멘트골 조 보는 비지지길이가 작아 탄성국부좌굴이 억제되면서 소성모멘트강도가 보의 항복모멘트를 지배하기 때문으로 보여진다. NIST 17 모델은 강도저 하구간의 완만한 기울기로 인하여 변형능력이 상대적으로 높다.

통제모델의 허용기준은 ASCE 41-17에 따랐으며 NIST 17 모델의 허 용기준은 기본적으로 ASCE 41-17 모델의 허용기준을 참고하여 결정하였 다[10]. ASCE 41-17 에서는 Fig. 9와 같이 최대강도까지의 소성변형량 a 와 최대소성변형량 b를 산정하고 a 또는 b의 배수로 허용기준이 결정된다 [10]. Fig. 9를 통해 동일단면의 ASCE 41-17 모델과 NIST 17 모델을 비교 해본 결과 ASCE 41-17 모델의 항복후 기울기가 다소 급격한 점을 감안하 여 정점후 항복강도 수준으로 강도가 저하되는 지점을 기준으로 a_{N_beam}을 결정하였다. b_{N_beam} 산정은 ASCE 41-17 모델의 방식을 동일하게 적용하 였다. a_{N_beam}과 b_{N_beam}을 산정한 후 Table 7과 같이 IO, LS, CP 수준의 허 용기준을 ASCE 41-17모델의 폭-두께비별 허용기준 비례관계를 참고하여 산정하였다[10].

4.3 기둥

통제모델과 대안모델1,2의 기둥에 적용된 소성힌지 모델을 Fig. 10에 도시하였다. 저감된 밑면전단력으로 설계되어 단면적이 감소됨에 따라 기 둥의 휨모멘트 강도는 줄어들었다.

통제모델의 허용기준은 ASCE 41-17에 따랐으며 NIST 17 모델의 허 용기준은 ASCE 41-17 모델의 허용기준 산정방식을 동일하게 적용하였다 (Fig. 10)[10]. 최대강도까지의 소성변형량 a_{N_column}와 최대소성변형량 b_{N_column}를 산정하고 ASCE 41-17 모델의 허용기준 비례관계를 참고하여 IO, LS, CP 수준의 허용기준을 Table 7과 같이 산정하였다.

4.4 가새

가새에 사용된 소성힌지 모델을 Fig. 11에 도시하였다. 가새의 소성힌지 모델은 NIST 17에서 제시하고 있지 않아 ASCE 41-17 모델로 통일하여 적용하였다[10]. 가새 부재는 단면의 조밀 여부와 세장비에 따라 모델링 변 수와 허용기준을 산정하였다. 3.3의 가새골조 대안설계 요구사항에 따라 단면이 결정되었고 이에 따라 대안모델2의 압축 측 강도와 변형능력이 통 제모델에 비해 우수한 것을 확인 할 수 있다.

가새 비선형 힌지속성의 허용기준은 ASCE 41-17을 따라 산정하였다 [10]. 세장비와 폭 두께비에 따라 허용기준이 결정되며 SCBF의 접합부 요 건 만족 여부에 따라 허용기준을 보정할 수 있다. 통제모델과 대안모델1의 가새는 OCBF의 접합부 요건을 가정하여 허용기준을 보정(×0.8)하였다.

4.5 패널존

패널존에 사용된 소성힌지 모델을 Fig. 12에 도시하였다. 패널존의 소성 힌지 모델에 Krawinkler의 모델을 적용하였다. 모델링 매개변수와 허용기 준은 ASCE 41-17에 따랐다[10].

5. 지반운동

비선형 동적해석에 사용된 지진파는 ATC-63에 제시된 원거리 계측 지진파 목록의 지반운동 중 KDS 41 17 00에 따른 진폭 조정후 목표스펙 트럼 대비 오차가 가장 적은 7쌍을 산정하였다[1, 14]. KDS 41 17 00에 서는 조정된 개별 지반운동의 SRSS 스펙트럼이 설계스펙트럼의 1.3배의 90% 이상이 되게끔 요구하고 있다[1]. 이때 SRSS 스펙트럼의 조정구간 은 1차모드 주기의 0.2~1.5배이다. Fig. 13에 진폭조정된 개별 및 평균 SRSS 스펙트럼과 S4 지반 목표스펙트럼 및 최소응답스펙트럼 가속도를 나타내었다.

6. 성능평가 결과

6.1 지진력저항 시스템

지진력저항시스템을 구성하는 부재의 비탄성 변형 분포는 Figs. 14-15 과 같다. 대안모델2의 비탄성 변형 부재 수량이 통제모델과 대안모델1에 비 해 모멘트골조와 가새골조 모두에서 감소하였다. 통제모델은 2400년 재현 주기의 2/3에서 저층부 가새 부재와 패널존이 목표 성능수준(IO 성능수준) 을 충족하지 못하였다. 대안모델1은 통제모델과 거의 유사한 내진성능을 보였으며 요구강도 감소에 따른 부재단면 감소로 인하여 요구성능을 만족 하지 못하는 부재가 증가한다. 따라서 통제모델과 대안모델1 모두 강도 또 는 연성능력의 증가가 요구된다.

대안모델2는 모든 부재가 두 가지 성능목표를 만족하였다. 대안모델 2 는 덧판 추가에 의한 패널존 보강 및 Fig. 11에서와 같이 폭두께비 증가에도 불구하고 부재좌굴이 성능을 지배하는 가새 부재의 세장비를 개선시켜 주 어 내진성능이 증진되었다고 판단된다.

6.2 설비 작용하중

본 연구에서와 같이 설비를 명시적으로 모델링하여 시간이력해석을 수 행한 경우에 해석결과로부터 비구조요소의 설계지진력을 직접 산정할 수 있다. 반면에 KDS 41 17 00에서는 비구조요소의 등가정적 설계지진력을 식 (11)과 같이 규정하고 있다[1].

여기서, a_p는 비구조요소의 증폭계수, S_DS는 단주기설계스펙트럼 가속도, W_s는 비구조요소의 중량, R_p는 비구조요소의 반응수정계수, I_p는 비구조 요소의 중요도계수, z는 구조물의 밑면으로부터 비구조요소가 부착된 높 이, h는 구조물의 밑면으로부터 지붕층의 평균높이를 의미한다. 설비는 지 지보의 유연성을 고려하여 증폭계수 a_p는 2.5를 사용하였고 반응수정계수 R_p은 KDS 41 17 00을 참고하여 2.0을 적용하였다[1]. 중요도 계수 I_p는 1.5를 적용하였다.

본 연구에서 설비는 Fig. 2와 같이 2층 바닥 높이에 위치해 있으며 결과 분석의 편의성을 위해 설비와 설비지지 부재가 위치해 있는 구역을 E1~E4 로 나누었다. 2400년 재현주기 지진의 2/3에 대하여 비구조요소의 등가정 적 설계지진력과 본 연구 적용 모델의 설비 작용하중을 비교하면 Table 8과 같다. 여기서 후자는 설치위치 바로 위의 요소 전단력으로서 등가정적 설계 지진력과의 동등 비교를 위하여 I_p/R_p를 곱한 값임에 유의한다. 비선형동 적해석 시 감쇠비는 외장재가 없는 경우를 고려하여 1%를 적용하였다. 구 조물의 비탄성 거동과 감쇠비 차이 등의 영향으로 Y방향에서 비선형동적 해석의 설비 작용하중이 등가정적지진력보다 증가된 것을 확인할 수 있었 다. X방향 설비 작용하중은 장주기(1.19sec)를 가지는 X방향 골조 특성으 로 인해 S_DS를 적용한 등가정적하중 대비 저감된 것으로 판단된다. 세 가지 설계안 사이에 비선형동적해석에 의한 지진력의 차이는 크지 않았다.

6.3 설비 지지부재

설비를 지지하고 있는 부재들은 Fig. 1과 같으며 해당 부재들은 힘지배 거동 부재로서 탄성으로 모델링하였다. ASCE 41-17에서는 힘지배거동의 성능 만족 여부를 식 (12)와 같이 규정하고 있다[10].

여기서, Q_CN은 공칭재료강도를 사용하여 산정한 부재의 공칭강도, χ는 성 능수준에 따른 보정계수, γ은 하중계수, Q_UF는 중력하중과 지진하중의 조 합에 의한 성능점 또는 목표변위에서의 힘지배거동의 부재력, Q_G는 중력 하중조합에 의한 힘지배거동의 부재력을 의미한다. χ는 기능수행 평가시 붕괴위험의 여유도 확보를 위해 1.3을 적용하여야 하나 엄밀히는 휨거동이 취성파괴가 아님을 고려하여 1.0을 사용하였고 γ은 타 부재의 붕괴를 유발 하지 않는 부재일 경우 1.0을 사용하며 이를 적용하였다.

Q_CN은 KDS 41 31 00에 따라 횡비틀림좌굴강도로 산정되었으며 Q_UF 와 Q_G는 비선형 동적해석에 의한 휨모멘트 부재력으로 산정되었다. 이때 부재력은 2400년 재현주기의 2/3 지진력으로 산정되었고 산정된 부재력에 설비의 반응수정계수(R_p=2.0)와 중요도계수(I_p=1.5)를 고려하여 I_p/R_p 를 곱하였음을 유의한다. 모멘트 강도와 부재력의 비율로 DCR을 산정하였 으며 세 가지 모델 모두 요구성능을 만족하는 결과를 보였다(Table 9).

7. 경제성 비교

대안모델1은 탄성설계 밑면전단력이 저감되어 설계되었다. 대안모델2 는 특수 지진력저항시스템의 재료 및 상세 요구조건을 부분적으로 반영하 여 설계지진력을 추가적으로 저감하면서 변형능력을 개선하여 설계되었 다. 이에 따라 대안모델2의 지진력 저항시스템 주요 부재는 단면적이 저감 되면서 설계되었으며 요구 내진성능을 확보하고 있음이 검증되었다. 세 가 지 모델의 구조물량을 비교하면 Table 10과 같다. 대안모델2의 경우에 통 제모델 대비 91.2%로 구조물량이 저감됨을 확인할 수 있었다. 따라서 본 연 구에서 제안한 대안구조시스템의 성능기반설계 절차를 통하여 경제성과 설비의 안전성을 확보한 내진 설계가 가능하다.

8. 결 론

본 연구에서는 성능기반 내진설계에 기초한 플랜트 설비 지지용 구조물 의 대안구조시스템 설계방안을 제시하고 성능을 검증하였다. 비선형 동적 해석을 통해 내진성능을 검증하였으며 그 결과를 요약하면 다음과 같다.