Journal Search Engine
Search Advanced Search Adode Reader(link)
Download PDF Export Citaion korean bibliography PMC previewer
ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.7 No.3 pp.55-64
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2016.7.3.055

Influence Evaluation of the Multi-Lead Rubber Bearing due to the Compressive Stress for Nuclear Power Plant

Kwang Seok Jang1, Chun Ho Chang2, Hong Pyo Lee3
1Senior Researcher, R&D Center, UNISON eTech Co. Ltd., Cheonan, Korea
2Associate Professor, Dept. of Civil Engineering, Keimyung Univ., Daegu, Korea
3Senior Researcher, Plant Const. & Eng. Lab., KHNP Central Research Institute, Daejeon, Korea
Corresponding author: Chang, Chun Ho Department of Civil Engineering, Keimyung Univ., Shindang-Dong, Dalseo-Gu, Daegu, 704-701, Korea. +82-53-580-5299, changclint@gmail.com
August 31, 2016 September 19, 2016 September 22, 2016

Abstract

Recently, many people have become interested in seismic stability enhancement and a chain of research and development be proceed for application of nuclear power plant according to increase the frequency and magnitude of earthquake event. Such as seismic isolation system is applied to general structure (architecture, bridge and LNG tank etc.) from ancient times. But the application results is limited for Nuclear power plant. In this paper, we proposed a stability of variable axial load from beyond design basis earthquake in Nuclear power plant.

Also, the change of stiffness in isolator from the application of generally design equation is not equal to according to change in axial load compare with the experimental result in variable axial load. Therefore we proposed the empirical formula of design equation from test result of full-scale multi-lead rubber bearing for seismic analysis with real behavior (variable axial load) in the earthquake motion.


원전용 다축 납면진장치의 수직면압에 따른 영향성 평가

장 광석1, 장 준호2, 이 홍표3
1유니슨이테크(주) 기술연구소 선임연구원
2계명대학교 토목공학과 부교수
3한국수력원자력 중앙연구원 플랜트건설기술연구소 선임연구원

초록


    National Research Foundation
    B20143313Ministry of Trade, Industry and Energy
    KETEP
    2014151010170D

    1.서 론

    면진시스템은 건물뿐만 아니라 교량, 산업플랜트 등 전 세계적으로 널리 적용되어 있으며 내진설계와 더 불어 강한 지진하중으로부터 원자력 시설물을 보호하 기 위한 가장 효율적인 방법 중 하나로 손꼽히고 있 다(Park et al., 2012). 원전 구조물의 경우 중요도가 매우 높으므로 면진장치의 원전 구조물에 대한 적용 은 다양한 구조물에 적용된 바 있는 신뢰성 있는 면 진장치가 필요가 있다(Park et al., 2012). 원전구조물 에 적용된 사례는 미미하며, 현재까지 1983년과 1984 년에 각각 건설된 프랑스 4기, 남아공 2기에 불과하 다(M. Forni, 2010). 그러나 IRIS와 4S 등 신형 경수로 형 원자로와 ALMR, S-PRISM, KALIMER, DFBR, STAR-LM, EFR 등 계획 중인 고속증식로의 대부분에 면진시스템이 적용되어 향후 면진시스템이 적용된 원 전이 크게 늘어날 전망이다(Korea Institute of Nuclear Safety, 2014).

    원전구조물의 경우에는 설계초과지진에 대한 전단 변위 수용이 가능하여야 하며 이에 따라 일반 적층고 무받침의 경우 감쇠효과가 미소함으로 지진하중에 대 한 에너지흡수 능력이 부족하다. 또한 마찰재에 의한 기계적 거동을 하는 진자형 받침의 경우 설계초과지 진에 따른 큰 변위를 수용하기 위해서는 장치의 크기 가 늘어나게 된다(Jang et al., 2016). 이에 반해 납심 에 의해 감쇠력을 가짐과 동시에 신장률이 우수한 고 무층을 기반으로 한 납삽입 적층고무받침(LRB; Lead 원전구조물의 경우에는 설계초과지진에 대한 전단 변위 수용이 가능하여야 하며 이에 따라 일반 적층고 무받침의 경우 감쇠효과가 미소함으로 지진하중에 대 한 에너지흡수 능력이 부족하다. 또한 마찰재에 의한 기계적 거동을 하는 진자형 받침의 경우 설계초과지 진에 따른 큰 변위를 수용하기 위해서는 장치의 크기 가 늘어나게 된다(Jang et al., 2016). 이에 반해 납심 에 의해 감쇠력을 가짐과 동시에 신장률이 우수한 고 무층을 기반으로 한 납삽입 적층고무받침(LRB; Lead

    현재 적층고무계열 면진장치의 전단특성은 고무의 전단탄성계수, 1차 형상계수 및 2차 형상계수만 결정 되면 설계자가 기준식을 이용하여 유효강성을 산정할 수 있다. 그러나, 실제 면진장치의 거동은 설계면압과 변위에 따라 강성의 변화가 발생한다. 기존에 제시되 고 있는 국외 기술 및 규준에 따른 면진장치의 전단 특성은 면압의존성의 영향이 고려되고 있지 않는 실 정이다. 따라서 면압에 따른 특성 변화를 고려한 면 진시스템의 설계기법이 요구된다.

    고무는 토목구조물의 경우 경도 50(IRHD; (International Rubber Hardness Degrees)을 적용하고 있 으며 건축물에 적용되는 면진용 적층고무받침은 장주 기화와 감쇠효과를 최대한 확보하기 위하여 경도 50 이하의 저경도 고무를 적용한다. 저경도 고무는 고무 재료에 배합되는 각종 배함약품 중에서 보강제(카본 블랙 등)의 배합량을 조절하여 경도를 낮춘 재료이다 (Chung et al., 2002). 일반적으로 건축용 고무받침 또 는 납면진받침에 저경도 고무를 많이 사용하고 있다. 이는 받침의 높이를 줄일 수 있으며 고무의 전단변형 률이 증가됨으로 우수한 극한전단변형능력을 확보할 수 있다. 일본의 경우, 면진부재인증 리스트에 포함되 어 있는 고무의 전단탄성계수는 G4등급으로 나타내 고 있으며 전단탄성계수(Gr=100%) 0.392MPa에 상응 하는 수치이며 관련 제품이 90%이상이다.

    하지만 원전 구조물에 G4등급을 적용할 경우 목표 주기 2.1sec에 약 680개의 LRB 면진장치가 필요하다. 이는 면진층의 받침간 간격이 매우 조밀하며, 시공기 간 및 가격경쟁력이 저하된다. 이를 해결하기 위해 장치의 개별 수평강성을 증가시킴과 동시에 감쇠비를 확보할 수 있는 장치가 필요하다. 현재 국내에서는 장치의 수량을 감소시키기 위한 연구가 진행되고 있 다. 특히, 장치수량 감소에 따른 전체 면진시스템의 감쇠비를 확보하고자 납플러그의 다축화를 통해 성능 을 검증하였다.

    본 연구에서는 원전용 고무계 면진장치인 다축 납 면진받침(MLRB; Multi-Lead Rubber Bearing)에 대하 여 기존 저경도 고무의 경도를 증가시켜 높은 강성을 확보하고, 장치수량 감소에 따른 감쇠비 저하를 극복 하고자 다축화를 통한 납면진장치를 제작하여 수직면 압에 따른 강성 및 감쇠 특성변화에 대하여 실험을 통하여 분석하고 기존에 제안된 설계기준식을 검토하 여 수직면압을 고려한 전단특성식을 제안하고자 한다. 또한 원전 구조물의 지진 거동시 장치에 작용하는 수 직면압의 증가에 따른 한계성능을 평가하여 적용가능 성을 평가하였다.

    2.시험목적 및 개요

    2.1.시험목적

    적층고무면진받침의 기계적 특성은 수평강성, 감쇠 비, 수직강성 및 최대변형률로 정의 할 수 있다. 수평 강성은 적층고무받침 상부에 설치하고자 하는 상부구 조물의 질량에 따라 설계수직하중을 결정하면 개수가 정해지므로 각 적층고무면진장치의 수평강성이 결정 된다. 일반적으로 적층고무계열 면진장치는 압축응력 이 증가할수록 전단변위 발생시 장치가 받는 전도모 멘트가 커지므로 이에 저항하는 전단강성이 줄어들게 된다. 반면 등가감쇠비의 경우 압축응력이 증가할수록 등가감쇠비는 증가하게 되는 것으로 알려져 있다 (Chung et al., 2002). 따라서 전단강성 및 등가감쇠비 의 설계값을 결정할 경우 압축응력에 대한 고려가 필 요하다. 이는 전단강성과 등가감쇠비가 설계식에 의한 값에 비해 실제 거동하는 특성값과 상이할 경우 장치 의 신뢰도가 떨어지게 되며 설계자가 의도한 구조물 의 거동과 차이가 발생하게 된다. 본 연구에서는 원전 용 적층고무계 납면진장치인 MLRB를 이용하여 기본 특성 및 압축응력에 따른 강성 및 감쇠 특성변화에 대하여 실험과 분석을 통하여 기존에 제안된 설계식 을 검토하고 수직면압을 고려한 전단특성식을 제안하 였다. 또한 설계면압 이상의 다양한 면압에 대해 전단 특성시험을 수행하여 면압별 한계성능을 제시하였다.

    2.2.시험체 제원 및 특성

    원전용 면진장치의 최적화에 따른 MLRB의 특성시험 을 수행하기 위해서 Fig. 1 ~ Fig. 5와 같이 실물사이 즈의 MLRB 5개를 설계·제작하였다. 시험체 제원은 국외의 원전 면진기술을 토대로 목표주기에 대해 시 험체를 설계하였다(JEAG 4614., 2000). 실물크기의 납 면진받침에 사용된 재료의 물성은 전단변형률 100%, 면압 13MPa인 상태에서 전단탄성계수 G값이 0.5MPa 인 고무를 사용하였으며 면진장치에 삽입된 납의 전 단항복강도는 8.33MPa이다.

    시험체의 규격은 표 1에 나타난 바와 같이 외경 820mm(적층고무외경 : 800mm, 피복고무두께 : 20mm), 납심 105mm(4개))의 시험체를 제작하여 평가하였다. 시험체의 1차 형상계수와 2차 형상계수는 각각 54.1, 7.2로서 일반적인 건축용 적층고무계받침에서 사용되 고 있는 수치와 다르게 원전 구조물에 적합한 설계가 이루어졌다. 일반적으로 LRB의 연직 및 휨강성과 관 련되는 1차 형상계수는 20~35, 좌굴과 관련되는 2차 형상계수는 5이상을 사용한다. 그러므로 본 특성시험 에 사용된 시험체는 적층고무의 휨 변형에 대한 저항 력이 일반 LRB보다 크며 350%미만(일반건축구조물의 한계성능)의 전단변형에 의한 강성저하나 좌굴현상이 나타날 가능성은 적은 것으로 판단된다.

    2.3.고무소재의 기계적 물성

    본 연구에서 사용된 고무소재의 물성은 Table 2를 근 거로 하여 경도 45, 신장률 700%이상, 인장강도 22MPa 이상으로 하였다. Table 3은 적용된 고무소재 의 물성시험결과를 나타낸 것으로 목표물성 조건에 모두 만족함을 알 수 있다.

    2.4.시험체 설계

    시험체의 설계는 다음의 산정식에 따라 특성값을 산 출하였다. 납과 고무의 특성은 20°C를 기준으로 하였 으며 설계결과는 표 4와 같다.

    연직강성은 식(1)과 같이 산정되며 체적탄성계수(Eb) 는 1960MPa을 사용하였으며 종탄성계수(E0)는 1.44MPa으로 반영하였다.

    K v = a v α T r E 0 1 + 2 k S 1 2 E b E 0 1 + 2 k S 1 2 + E b
    (1)

    수평특성에 대한 설계는 식(2)~(5)으로 산정되었으 며 전단변형율 100%에 대하여 강성과 등가감쇠정수 를 구하였다. 납의 전단항복이후에 나타나는 면진장치 의 2차강성은 식(2)와 같으며 고무의 전단강성(Kr)과 납코어의 항복 후 강성증가분(Kp)이 반영되어 있다.

    K 2 = CKd k r + k p K r = G r A r T r , K p = α A p T r
    (2)

    등가강성은 식 (3)과 같이 표현된다. 식 (2)에서 산 정된 2차 강성과 특성강도로부터 전단변형량(γ·Tr)을 적용하여 산출한다.

    K eff = Q d γ T r + k d
    (3)

    식 (4)는 특성강도 산출식이며 납코어의 항복하중 에 대한 전단변형률 의존성 보정계수(CQd)가 적용되 어 있다. 등가감쇠정수는 식(5)와 같으며 납코어의 항 복 전과 후의 강성을 이용하여 식이 구성된다.

    Q d = CQd σ pb A Q d
    (4)
    H eq = 2 π Q d γ t r Q d β 1 K d K eff γ t r 2 + K d
    (5)

    2.5.시험장비

    본 연구에서 사용된 시험기는 Fig. 6과 Table 5에 나 타난 바와 같이 30,000kN 압축-전단시험기를 사용하 였다. 본 시험장비는 ISO 22762-1에서 제시하고 있는 압축-전단 시험방법에서 단일전단구조의 형식을 적용 한 장비이다.

    압축특성 실험에서 수직하중은 설계하중 P0를 기준 으로 하여 P1(-30%)부터 P2(+30%)까지 3회 재하하였 다. 압축특성에 따른 시험결과는 Table 6과 같이 설계 기준과 비교하여 +8.9%의 오차율로 ISO22762에서 제 시하고 있는 오차범위인 ±30%에 만족하는 결과가 나 타났다.

    고무소재의 전단탄성계수에 대한 검증은 면진장치 의 이력루프특성에서의 2차 강성과 관계가 있다. 시 험결과는 총 3회 연속적으로 반복하여 3번째 사이클 에서의 2강성을 산정하여 목표 전단탄성계수값과 비 교하여 검증하였다. 전단탄성계수 평가에 대한 전단특 성 실험결과는 Table 7과 같이 2차 강성(K2)의 수치는 0.975kN/mm으로 나타났으며, 2차강성을 이용하여 전 단탄성계수(G)를 산정하면 0.51MPa로 산정된다. 이는 목표 전단탄성계수와 비교하면 +1.6%의 오차로 목표 배합설계가 올바르게 수행되었음을 알 수 있다.

    3.특성평가

    3.1.시험항목

    특성시험은 기본 특성시험과 면압의존성 시험으로 구 분하여 진행하였다. 기본 특성시험은 면진받침의 특성 치를 파악하기 위해 진행되는 시험으로, 양산 전 시 험결과를 검토하여 장치의 적합성 등을 판정하기 위 한 목적으로 특성시험을 진행하였다. 우선, 받침 설계 시 가장 기본이 되는 압축강성, 전단강성 그리고 감 쇠비 등의 특성을 파악하고자 압축특성실험과 전단특 성실험을 수행하였다. 이렇게 압축특성 실험과 전단특 성 실험을 통해 얻은 기본 특성치를 ISO 22762-2에 나와 있는 설계식에 따라 계산한 설계값과 비교하여 오차범위를 만족하는지 확인하였다. 여기서 압축강성 의 오차범위는 ±30%를 사용하였고, 전단특성의 오차 범위는 S-A 등급기준인 ±15%를 사용하였다(ISO 22762-1., 2010).

    면압의존성 시험은 Table 8과 같이 전단변형률 100%에 해당하는 ±111mm의 전단변위에 대하여 0.005Hz의 가력속도로 수평변위를 3회 반복 재하하였 다. 시험에 적용된 면압(압축응력)은 13MPa(설계면 압), 25MPa, 30MPa, 40MPa 및 50MPa이며, 이는 각 각 6,084kN, 11,700kN, 14,041kN, 18,721kN, 23,401kN 에 해당되는 수직하중을 가하였다.

    3.2.기본 압축특성시험

    시험체의 압축 및 압축-전단 특성을 계측하기 위하여 ISO22762에서 제시하고 있는 시험방법을 적용하였다.

    압축특성을 파악하기 위하여 ISO22762-1의 method 2를 적용하였으며 가력패턴은 설계 압축응력에 상응 하는 압축력 P0의 ± 30% 하중을 P1, P2으로 설정하고 압축하중 재하를 3주기 반복한다. 수직강성은 식 (6) 과 같이 P1에서의 축방향변위 Y2와 P2에서의 축방향 변위 Y1에 의한 그래프의 기울기로부터 계산할 수 있다.

    K v = P 2 P 1 Y 2 Y 1
    (6)

    압축시험결과 세번째 사이클에서 최대ᆞ 및 최소 하 중을 이용하여 식(6)에 따라 수직강성을 산정하였으 며, 그 결과는 각각 5,599kN/mm, 5,658kN/mm, 5,523kN/mm, 5,571kN/mm, 5,368kN/mm으로 나타났다. 실험값이 기준의 요구사항을 만족하는지 확인하기 위 하여 식(2)에 따라 압축강성의 설계값을 계산하였다. Table 9와 같이 설계값 대비 실험값과 비교하여 각각 –19.6%, -18.8%, -20.7%, -20.0%, -22.9%의 오차가 발 생하였으며 이는 허용오차 범위인 ±30%이내로 기준 을 만족하는 것을 알 수 있다.

    3.3.기본 전단특성 시험

    납면진받침의 전단 특성은 Fig. 7과 같이 일정한 압축 하중을 유지하면서 시험체를 전단방향으로 설계전단 변형률 γ=100%을 가력하여 세 번째 사이클의 이력곡 선을 분석한다. 전단특성시험에 의한 특성값인 전단 강성 Kh, 등가감쇠비 Heq, 항복 후 강성 Kd, 특성 강 도 Qd는 다음의 식(7)~식(10)에 의해서 산정한다.

    K h = Q 1 Q 2 X 1 X 2
    (7)
    Q d = 1 2 Q d 1 Q d 2
    (8)
    H eq = 2 Δ W π K h X 1 X 2 2
    (9)
    K d = 1 2 Q 1 Q d 1 X 1 + Q 2 Q d 2 X 2
    (10)

    특성강도 Qd1, Qd2는 각각 양과 음 방향에 대해서 곡선과 전단력 축의 교차점이며 ΔW는 이력곡선에 의해 둘러싸인 에너지소산면적이다.

    특성시험은 설계면압 13MPa 및 수평변위 ±100%의 변위에 대하여 수평강성특성을 평가하였다. 개별 시험 체에 대한 전단강성, 등가감쇠비의 설계값은 Table 10 과 같이 각각 계산되었다. 실험값과 설계값을 비교한 결과, 전단강성은 최소 0%에서 최대 1.4%의 오차가 발생하였으며, 등가감쇠비는 최소 -1.4%~1.6%의 오차 를 보였다. 따라서 설계기준의 오차범위인 ±10%(전단 강성), -15%이상(등가감쇠비)을 고려하였을 때 본 연 구에서 적용된 MLRB의 모든 면진장치는 설계가 타 당한 것으로 판단된다.

    3.4.전단특성의 면압의존성 시험

    원전용 MLRB의 수직면압에 따른 전단강성, 항복 후 강성, 특성강도, 등가감쇠비의 의존성을 파악하기 위 하여 다양한 압축응력에 대하여 압축-전단실험을 수 행하였다. 특성시험은 상온에서 해당 설계면압이 유지 되도록 일정하게 수직하중을 재하한 상태에서, 설계전 단변위 ±100%에 해당하는 ±111mm의 변위가 발생하 도록 하여 수평강성특성을 평가하였으며 설계면압인 13MPa에서의 시험결과와 비교하여 특성변화량을 분 석하였다. 실험은 13MPa, 25MPa, 30MPa, 40MPa, 50MPa 등 총 5가지의 면압에 해당하는 수직하중에서 수행하였다.

    각 면압별 수평특성에 대한 이력그래프는 Fig. 8과 같으며, 면압이 증가함에 따라 Table 11과 같이 전체 적으로 전단강성 및 2차 강성이 감소하는 경향을 볼 수 있다. 이는 수직강성에 기여하는 고무층의 특성을 반영하는 결과이며, 납면진받침의 에너지소산을 분담 하는 납의 특성을 결정하는 특성강도값은 수직면압의 증가에 따라 고면압 조건일수록 증가하는 경향이 발 생하였다.

    실험결과는 설계면압 13MPa에서의 값을 기준으로 전단강성, 항복 후 강성, 특성강도, 등가감쇠비의 변화 율을 계산하여 Table 11에 나타내었다. Fig. 9는 수직 면압에 따른 전단특성 변화율을 나타낸 것이다. 전단 강성은 면압이 증가함에 따라 특성값의 변화는 거의 발생하지 않음을 확인할 수 있다. 즉, 전단강성의 경 우 설계면압의 약 2배인 25MPa의 조건에서는 1.8% 증가하였으며, 50MPa의 경우 -0.6% 변화하여 면압의 존성이 거의 나타나지 않는 것으로 나타났다.

    고무특성을 의미하는 2차 강성은 면압이 증가함에 따라 감소하는 경향이 나타났으며, -5.8%에서 –22.47 까지 변화하였으며 30MPa 이후 면압의존성이 나타났 다. 특성강도는 앞서 언급한 것과 같이 면압의 변화 에 따라 +3.03%에서 +19.21%의 변화가 나타났으며, 2 차 강성과 같이 2차 강성과 같이 30MPa 이후 면압의 존성이 나타났다. 등가감쇠비는 면압이 증가함에 따라 증가하는 경향을 나타냈고, +1.23%에서 +16.44%까지 변화하였다.

    따라서 전단특성 실험시 전단특성의 오차범위가 ±15%인 것을 고려한다면 본 시험체는 30MPa까지는 면압에 따른 의존성이 없는 것으로 판단된다. 하지만 30MPa을 초과하는 수직면압이 존재할 경우 2차 강성 및 등가감쇠비의 설계값을 결정할 때 설계면압에 대 한 고려가 필요하다고 판단된다.

    4.면압의존성을 고려한 설계식 제안

    고무계 면진장치의 대표적인 설계 규준인 ISO 22762(2010)와 일본의 원전구조물의 면진설계규제 지 침인 JEAG 4614-2000 등 에서 제시하고 있는 전단특 성 설계식은 현재까지 면압의존성을 고려하지 않고 있다. 따라서 원전구조물의 특성상 면진받침의 배치가 제한적인 경우 장치의 배치 및 지진시 거동에 따라 수직면압의 변동성이 발생하게 되므로 수직하중에 따 른 면진장치의 전단특성에 대한 설계와 실제 거동의 차이가 발생할 가능성이 큰 것으로 판단된다.

    이에 원전 구조물에 대한 면진장치의 실적용을 위 하여 시험기의 하중제한에 따라 실물규모를 적절하게 축소하여 다양한 수직하중범위의 면압의존성 시험을 수행하였다. 그 결과로부터 면압의존성이 고려된 전단 강성 및 등가감쇠비의 회귀분석을 통해 경험식을 제 안하였다.

    실험결과를 바탕으로 전단변형률 100%에 대해 면 압의존성이 고려된 전단탄성계수 Gr(σ)의 경험식을 회귀분석을 통해 R2=97.3%수준으로 회귀 방정식 식 (11)과 같이 구하였으며, 경험식을 통해 얻은 값을 Fig. 10과 같이 실험값과 비교하였다. 여기서 전단탄 성계수 Gr(σ)의 단위는 MPa이다.

    Gr(σ)=-0.00008344σ2+0.001963σ+0.5028
    (11)

    여기서, Gr(σ) : 면압을 고려한 고무 전단탄성계수

    면압의존성이 고려된 고무 전단탄성계수 식(11)을 기존 설계식인 식(2)에 반영한 2차 강성은 식(12)와 같이 나타낼 수 있다.

    K d σ = CKd G r σ A r T r + α A p T r
    (12)

    여기서, Kd(σ) : 면압을 고려한 2차강성

    면압을 고려한 전단탄성계수 경험식이 반영된 식 (12)에 의해 면압의존성이 고려된 전단강성 및 등가감 쇠비를 산정 할 수 있다.

    경험식이 반영된 특성설계식을 이용하여 전단강성, 2차강성, 등가감쇠비 특성을 Table 12 및 Fig. 11~13 과 같이 비교하였다. 제안된 설계식에 의해 계산된 특성값은 면압의 변화에 따라 실험값과 비슷한 양상 을 나타내고 있다. 실험에 의한 전단특성값과 제안설 계식에 의한 설계값이 상이하게 나타났으나 모두 설 계기준 오차범위에 만족하며 면압변화별 증감추이는 동일하게 나타나는 것을 확인할 수 있다. 따라서 기 존에 제시하고 있는 설계식을 사용할 경우 설계면압 보다 작거나 큰 면압에서는 전단특성이 다르게 나타 날 수 있다. 따라서 면진장치의 면압의존성을 고려하 지 않을 경우 면진장치의 전단특성이 정확히 반영되 기 어려운 것으로 판단되며 설계와 실제 구조물 거동 의 차이가 발생할 것으로 판단된다.

    본 연구에서는 원전 구조물용 면진장치에 적용될 G=0.5MPa등급의 고무소재를 적용한 것으로 개선 설 계식의 일반화를 위해서는 더욱 다양한 수직하중에 대하여 추가적인 시험이 필요할 것으로 판단되며, 실 험결과를 통하여 원전구조물의 지진거동시 유발될 수 있는 수직하중의 변동에 따른 설계면압을 초과하는 수직하중에 대해 면압의존성을 반영한 전단특성의 설 계식을 제시함과 동시에 본 설계식을 통하여 해석시 보다 정확한 설계변수의 적용이 가능할 것으로 판단 된다.

    5.결 론

    본 연구에서는 원전 구조물용 면진장치에 적용될 적 층고무소재의 전단탄성계수(Gr=100%)가 0.5MPa인 다 축 납플러그로 구성된 실규모 면진장치의 면압조건에 따라 실험을 통하여 수평특성변화를 분석하였으며 이 에 면압의존성의 고려한 전단특성 설계식을 제시하고 현재 국내외 기준에서 제시하고 있는 설계식과 비교 하였다.

    1. 면진장치의 특성치를 파악하기 위한 5개 시험체 에 대해 설계시 기본이 되는 압축강성, 전단강성 그 리고 감쇠비 등의 특성시험을 수행하였다. 압축특성실 험 결과는 각각 설계값 대비 실험값과 비교하여 각각 –19.6%, -18.8%, -20.7%, -20.0%, -22.9%의 오차가 발 생하였으며 전단특성의 경우 전단강성은 최소 0%에 서 최대 1.4%의 오차가 발생하였으며, 등가감쇠비는 최소 -1.4%~1.6%의 오차를 보였다. 따라서 설계기준 의 오차범위를 고려하였을 때 본 연구에서 적용된 다 축 납면진장치의 모든 시험체는 설계가 타당한 것으 로 판단된다.

    2. 지진시 구조물의 거동에 따른 수직하중 변화에 대한 장치의 특성변화를 분석하기 위하여 다양한 수 직면압에 따른 기본전단특성 수행한 결과, 면압이 증 가함에 따라 전단강성 및 2차 강성이 감소하였다. 이 는 수직강성에 기여하는 고무층의 특성을 반영하는 결과이며, 납면진장치의 에너지소산을 분담하는 납의 특성을 결정하는 특성강도값은 수직면압의 증가에 따 라 고면압 조건일수록 증가하는 경향이 발생하는 것 으로 나타났다.

    3. 국외 기술 기준 등에서 제시하고 있는 설계식을 적용할 경우 특성값의 오차범위가 ±15%인 것을 고려 한다면 본 시험체는 30MPa까지는 면압에 따른 의존 성이 없는 것으로 나타났다. 하지만 30MPa을 초과하 는 수직면압이 존재할 경우 2차 강성 및 등가감쇠비 의 설계값을 결정할 때 설계면압에 대한 고려가 필요 하다고 판단된다.

    4. 본 연구에서는 다양한 수직하중에 대한 전단특 성시험 결과로부터 전단강성에 기여하는 고무층의 특 성인 전단탄성계수의 회귀분석을 통해 경험식을 제안 하였다. 분석 결과 기존에 제시하고 있는 설계식을 사용할 경우 설계면압보다 작거나 큰 면압에서는 전 단특성이 다르게 나타날 수 있음을 확인하였으며, 면 진장치의 면압의존성을 고려하지 않을 경우 면진장치 의 전단특성이 정확히 반영되기 어려운 것으로 판단 되며 설계와 실제 구조물 거동의 차이가 발생할 것으 로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 2014년도 산업통상자원부 한국에너지기술 평가원(KETEP)의 지원(2014151010170D)과 한국연구 재단의 중견연구자지원사업(B20143313)의 지원을 받 았습니다.

    Figure

    KOSACS-7-3-55_F1.gif

    MLRB D800 Specimen(#1)

    KOSACS-7-3-55_F2.gif

    MLRB D800 Specimen(#2)

    KOSACS-7-3-55_F3.gif

    MLRB D800 Specimen(#3)

    KOSACS-7-3-55_F4.gif

    MLRB D800 Specimen(#4)

    KOSACS-7-3-55_F5.gif

    MLRB D800 Specimen(#5)

    KOSACS-7-3-55_F6.gif

    Testing machine

    KOSACS-7-3-55_F7.gif

    Compression-shear loading curve

    KOSACS-7-3-55_F8.gif

    Hysteresis loop according to variable compressive stess(3rd cycle)

    KOSACS-7-3-55_F9.gif

    Shear properties od rate change under variable axial load

    KOSACS-7-3-55_F10.gif

    Rubber's shear modulus according to variable axial stess

    KOSACS-7-3-55_F11.gif

    Comparison of K2 with modified development design equation proposal

    KOSACS-7-3-55_F12.gif

    Comparison of Keff with modified development design equation proposal

    KOSACS-7-3-55_F13.gif

    Comparison of Heq with modified development design equation proposal

    Table

    Specification of MLRB Seismic isolator

    Properties of inner rubber materials for linear natural rubber bearings (ISO22762)

    Test result of rubber properties for Improvement

    Multi-lead core rubber bearing design characteristics

    Test machine technical specifications

    Test result of compressive properties (Scaled model : D500)

    Test result of shear properties (Scaled model : D500)

    Test condition of specimens (Scaled model : D800)

    Test result of compressive properties

    Test result of shear properties

    Test result of shear properties according to variable compressive stress

    Comparison of Modified & original design equation by the axial load changes

    Reference

    1. Chung GY , Ha DH , Park KN , Kim DH (2002) “Experimental Study on Characteristics of LRB with Low Hardness Rubber” , Journal of KSCE KSCE, Vol.22 (6) ; pp.1295-1307
    2. Chung GY , Ha DH , Park KN , Kwon HO (2002) “Experimental Study on Characteristics of Low Hardness Rubber Bearing” , Journal of Earthquake Engineering Society of Korea, Vol.6 (4) ; pp.39-49
    3. Forni M (2010) Guidelines proposal for seismic isolation of Nuclear Power Plant,
    4. ISO 22762-1 (2010) Elastomeric Seismic Protection Isolations Part 1: Test methods,
    5. ISO 22762-3 (2010) Elastomeric Seismic Protection Isolations Part 3: Applications for buildings Specifications,
    6. Jang KS , Chang CH , Sim KC , Lee JU , Choi JS , Lee HP (2015) "Performance Evaluation on Multi-Lead Core Rubber Bearing(D800) for Nuclear Power Plant” , Proc. of 2015. KSCE Gunsan Korea, ; pp.123-124
    7. Jang KS , Chang CH , Sim KC , Park DB , Lee HP , Cho MS (2016) “Experimental evaluation of lead insertion’s ratio for optimizing multi-lead rubber bearing” , Proc. of 2016. COSEIK Daejeon Korea, ; pp.1-2
    8. Jang KS , Park JY , Lee JU , Lee HP , Cho MY (2014) “Evaluation on Compressive properties of Prototype LRB according to the Shear Strain for Nuclear Power Plant” , Proc. of 34th Conf. KSMI Jeju Korea, ; pp.594-597
    9. Japan Electric Association (2000) Technical Guidelines on Seismic Base Isolation System for Structural Safety and Design of Nuclear Power Plants JEAG 4614-2000 Japan,
    10. Korea Institute of Nuclear Safety (2014) A Fundamental Study on the Development of Regulatory Technology for a Seismic Isolation System of Nuclear Power Plant Structures II,
    11. Lee HP , Cho MS , Jang KS , Sim KC (2015) “Study on the Seismic Analysis of Multi-Lead Core Rubber Bearing for Nuclear Power Plant” , Proc. Of 2015 EESK Jeju Korea, ; pp.101-102
    12. Lee HP , Cho MS , Kim SY , Park JY , Jang KS (2014) “Experimental study on the compressive stress dependency of full scale low hardness lead rubber bearing” , Journal of Structural Engineering and Mechanics Techno-Press, Vol.50 (1) ; pp.89-103
    13. Park JY , Jang KS , Park KN (2012) "Evaluation of Factors Influencing the Shear Properties of Low Hardness Rubber Bearings” , Proc. of 2012 COSEIK Pyeongchang Korea, ; pp.708-711