소화전 함의 내진설계 최적화 방법에 관한 연구

Seismic Design Optimization Method of Fire Hydrants

Article information

J. Korean Soc. Hazard Mitig. 2021;21(2):81-90
Publication date (electronic) : 2021 April 30
doi : https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2021.21.2.81
오흥규*, 민세홍**
* 정회원, 가천대학교 설비·소방공학과 박사과정(E-mail: ohg6403@hanmail.net)
* Member, Ph.D. Candidate, Department of HVAC & Firefighting Engineering, Gachon University
** 가천대학교 소방방재공학과 교수
** Member, Professor, Department of Fire & Disaster Protection Engineering, Gachon University
** 교신저자, 평생회원, 가천대학교 소방방재공학과 교수(Tel: +82-31-750-5714, Fax: +82-31-750-8746, E-mail: shmin@gachon.ac.kr)
Corresponding Author, Member, Professor, Department of Fire & Disaster Protection Engineering, Gachon University
Received 2021 January 25; Revised 2021 January 25; Accepted 2021 March 11.

Abstract

최근 행정안전부의 ‘내진설계기준 공통 적용사항’에 따른 개정된 ‘건축구조기준’과 ‘소방시설의 내진설계기준’으로 비구조요소인 소방시설의 지진하중과 구조안전성에 대한 중요성이 대두되고 있다. 경주(2016)와 포항(2017)에서 발생한 리히터 규모 5.0 이상의 지진 피해사례에서는 벽체와 소화전 함이 파손 또는 변형되어 문을 열 수 없는 문제가 발생하였고, 이로 인해 내진설계가 되지 않은 소화전 함과 내부기기들의 파손, 변형, 이탈로 오작동을 일으켜 화재 위험성이 증가하였다. 본 연구는 소화전 함의 내진설계 규정에 맞도록 지진하중을 산정하고, 성능은 3D Modeling과 구조해석 시뮬레이션 및 구조부재와 정착을 검토하여 구조안전성을 확인하였다. 또한, 소화전 함의 내진설계 성능 영향인자에 따라 시뮬레이션 결과를 분석·비교하여 최적화된 내진설계 방안을 제안하였다.

Trans Abstract

As per the revisions to the Korean Building Code and the Seismic Design Code for fire protection systems in accordance with the Common Applications of the Seismic Design Code by the Ministry of the Interior and Safety, earthquake load and structural safety of a non-structural element are considered as important parameters for a fire protection system. In Richter scale 5.0 or higher earthquake damage cases occurring in Gyeongju (2016) and Pohang (2017), walls and hydrant boxes were broken or deformed such that their doors could not be opened. Therefore, the breakage, deformation, and detachment of hydrants and internal devices without the seismic design caused malfunction and increased the fire risk. In this study, the earthquake load was calculated according to the seismic design regulation on the hydrant box and the structural stability was verified by 3D model review, structural analysis simulation, the structural member, and the anchorage for performance. Moreover, an optimized seismic design plan was proposed by analyzing and comparing the simulation result for the factors governing the seismic design performance of a fire hydrant box.

1. 서 론

샌프란시스코(美, 1906), 관동대지진(日, 1923), 노스리지 지진(美, 1994) 등은 인명 피해의 90% 이상이 2차 피해인 화재로 발생하였다. 도시화 및 건축물의 고밀도화로 지진 시 도로 붕괴, 소방시설의 파손, 소방력의 부족 등으로 화재가 확대되어 화재 위험성이 증가하였다. 소방 선진국에서는 지진피해로부터 인명과 재산을 보호할 수 있도록 자동화된 소화설비에 대해서는 내진설계를 적용하고 있다. Fig. 1은 포항(2017) 리히터 규모 5.4 지진 피해사례로 비구조 벽체에 설치한 소화전 함이 벽면과 함께 파손 또는 변형되어 소화전 함 문을 열 수 없는 상태와 지진으로부터 보호받지 못한 내부기기의 파손으로 오작동을 하여 경보가 발생한 사례이다.

Fig. 1

Seismic Design of Fire Hydrants

국내에서는 2016년 소방시설의 내진설계기준을 제정하여 지진으로부터 소방설비를 보호할 수 있도록 소화설비의 종류를 정하고 그 설비를 설치하였다. 기존 기준은 “지진 시 이동과 전도방지, 변형(파손)이 되지 않아야 한다.”라는 정성적으로 표현되어 기준의 이해 부족과 유권해석 차이 및 현장 응용능력 부족으로 인해 정량적 내진설계를 기대하기 어려웠다. 그래서 현장에서는 구체적인 구조안전성에 대한 언급이 없는 지진하중의 적용과 부분적인 구조보강 및 소화전 함 자체가 내진성능 확인 없이 구조부재와 정착하고 있는데 이는 내진설계의 신뢰성을 떨어뜨린다. 2021년 개정된 기준은 구조안전성과 기능 유지를 기본으로 하고 있어 강조하다 보면 더욱 비용이 가중되었다. 기존 기준은 소화전 함의 변형, 파손과 문의 열림 상태를 확인하는 내진설계 구조보강을 의미하여 소화전 함의 강성과 유연성 및 앵커정착이 모호해 구조안전성을 기반으로 한 구조부재와 앵커정착 방법을 구체화한 최적 설계가 필요하다.

국내외 선행 기술자료인 NFPA13, ASHRAE, 일본의 설계 시공지침 등에서는 배관의 흔들림 방지 버팀대나 지지대, 구조물용 스토퍼, 박스의 고정을 등가정적지진하중으로 계산하여 견딜 수 있는지에 대해 정립된 기술을 국가 기준으로 제정하여 사용하고 있다. 앵커의 경우 ACI M318-19 기준에는 지지 반력에 대한 앵커 인증보고서(ESR)의 허용하중과 조합하중비에 맞게 내진설계 적정성을 평가하여 사용하고 있다. 반면 일본 기준은 이러한 방법을 채택하지 않고 지침으로 정하고 있다. 소화전의 내진설계는 미국의 NFPA13 기준에서는 채택되지 않았으나 지진 시 위험성이 있는 경우 구조계산으로 간략화한 계산식을 제공하거나 구조계산 또는 구조해석 시뮬레이션을 통해서 내진 제품을 설계하도록 하고 있다.

Nam (2019)은 기존 기준에 따라 소화전 함 형상과 크기, 무게중심 및 제품의 구조에 미치는 영향 없이 제조사에서 제시한 모델을 바닥에 정착시킨 경우로 한정시켜 바닥판(Base plate)과 앵커 선정에 관한 연구를 하였다.

본 연구는 개정된 ‘건축물 내진설계기준’과 ‘소방시설의 내진설계기준’의 선행된 연구인 구조물용 스토퍼, 박스의 고정, 지지대의 구조계산 이론을 기본으로 하였다. 그리고 경제적인 내진설계를 위해 소화전 함의 지진가속도, 설치 층의 층고비, 형상, 크기, 구성요소의 크기 및 강도, 내부기기의 배치방법, 무게중심, 본체와 다리와 연결방법, 바닥판과 앵커정착 등 내진설계 성능에 영향을 주는 인자를 고려하였다. 소화전 함 구성요소를 반영한 3D 모델링과 구조해석 시뮬레이션을 이용하여 공학적으로 분석하고 허용기준과 비교하여 구조안전성을 확인하였다. 또한, 해석결과의 특성 분석 및 고찰을 통해 경제성과 구조안전성을 갖는 내진설계 최적화 방안을 제안하였다.

2. 소화전 함의 내진설계 기초연구

2.1 소화전 함의 내진설계 기초이론

이 장에서는 소화전 함을 내진설계 취지에 맞춰 지진으로부터 안전하게 사용할 수 있도록 지진과 화재의 기본, KDS의 건축물 내진설계기준의 내진등급과 성능목표, 설계지진계수, 지진하중과 구조해석 방법, 내진설계의 절차와 검증, 이론과 기준을 서술하였으며, 소화전 함의 특성을 고려한 부착형태와 내진설계 성능 영향인자 등을 기술하였다.

2.1.1 지진과 화재

지진이란 지구 지각에서 장시간 축적된 에너지가 일시에 방출되어 P(종파), S(횡파), L(표면파)의 파장 일부 형태로 사방으로 전파되는 현상이다. 지진의 크기는 규모(Magnitude)와 진도(Intensity)로 나타낸다. 규모란 지진 자체의 크기로 리히터 스케일(Richter scale)이라 하고, 진도는 임의 장소에 나타난 진동 세기의 수치로서 사람의 느낌이나 구조물의 흔들림 정도를 미리 정해 놓은 기준으로 등급화하여 정수단위로 나타내는 주관적인 척도이다.

지진과 화재 발생 메커니즘은 지반의 붕괴 또는 진동으로 유류와 가스관이 파손되어 누설이 발생하고 전기적 원인에 의한 발화로 인해 화재로 발전한다. 지진 시에는 고밀도, 도시화 및 도로 붕괴 등으로 소방력이 저하되어 화재 위험성이 커져 피해를 확산한다(Kwon, 2007).

2.1.2 내진등급 및 성능목표의 기본

1) 내진등급과 성능목표 및 중요도 계수

국가건설기준(KDS)에서 대상물은 기본적으로 낮은 위험도의 지진에 대하여 기능을 유지하고, 높은 위험도의 지진에 대해서는 붕괴를 방지하여 인명의 안전을 확보하는 것을 내진설계의 원칙으로 한다. 높은 내진등급의 건축물은 중요도를 고려하여 상향된 지진위험도에 대하여 내진설계를 수행한다. 건축물의 최소설계지진계수 재현주기 2400년의 2.0, 내진성능수준 인명보호의 특등급, 소방시설의 경우 중요도계수는 비구조요소 자체가 정상작동하지 않더라도 위치 유지와 탈락방지를 위한 정착부의 중요도계수(Ip)는 1.5로 설계한다.

2) 지진구역, 지진구역계수(Z) 및 유효수평지반가속도(S)

국내에서는 지진구역의 구분은 행정구역에 따라 Ⅰ, Ⅱ로 하고, 지역구역계수(Z)는 0.11 g, 0.07 g으로 나누어진다. 유효수평지반가속도(S)는 위험도계수에 최소설계지진계수의 재현주기 2400년의 2.0을 곱하여 사용한다.

3) 단주기 설계스펙트럼가속도(SDS)

다음 식에 의해 계산되며, 단주기 지진증폭계수(Fa)는 건축물 내진설계기준의 표에 따라 직선보간법으로 계산한다.

(1)SDS=S×2.5×Fa×2/3

2.1.3 지진하중과 구조해석 방법

KDS에서 해석방법 선정은 건축물 내진설계기준에서 단주기 설계스펙트럼가속도에 따른 내진설계범주 표에서 내진등급과 지진위험도에 따른 내진설계범주, 허용되는 지진력 저항시스템의 종류, 구조해석 방법, 설계 및 상세규정 등이 다르다. 이는 내진설계범주가 높아질수록 높은 수준의 성능을 보장하기 위함이다. 단주기 설계스펙트럼가속도에 따른 내진설계범주는SDS 의 값 0.5 ≤SDS , 내진등급의 특급인 내진설계범주 D에 대한 해석법으로 구조물 형태에 따라 등가정적해석방법 등으로 적용하여 내진설계 한다. 이 연구에서 구조해석 방법은 지진하중산정과 구조해석 및 앵커정착은 허용응력설계법에 따라 설계한다.

등가정적하중의 설계수평지진하중(Fp)은 다음의 식과 같이 계산한다.

(2)Fp=0.4×ap×SDS×Wp(RpIp)×(1+2zh)(N)

ASHRAE ‘Practical Guide to seismic Restraiant 2nd’의 Building Code, part3에서는 다음과 같다. Fp 는 다음의 값을 초과할 필요는 없다.

(3)Fp(max)=1.6×SDS×Lp×Wp(N)

그러나, Fp 는 다음의 값 이상이 되어야 한다.

(4)Fp(min)=0.3×SDS×Ip×Wp(N)

수직설계지진하중(Fv)은

(5)Fv=0.2×SDS×Wp(N)

으로 산정한다.

여기서,

ap: 비구조요소의 증폭계수 1 (Table 1 참조)

Seismic Design Index of Mechanical and Electrical Non-structural Elements

Rp: 비구조요소의 반응수정계수 2.5

Ip : 비구조요소의 중요도계수 1.5

Wp : 비구조요소의 가동중량

z=hH : 구조물 밑면에서 비구조요소가 부착된 높이

z=0구조물의 밑면 이하에 비구조요소가 부착된 경우

z=1구조물의 지붕층 이상에 비구조요소가 부착된 경우

h: 비구조요소가 부착된 높이(m)

H: 구조물의 지붕층까지 높이(m)

2.1.4 소화전 함과 관련된 내진설계기준

국내 소방시설의 내진설계기준은 ‘화재예방, 소방시설설치·유지 및 안전관리에 관한 법률’ 제9조2(소방시설의 내진설계기준)과 동법 시행령15조2에 규정되어 있다. 관련 규정으로의 설치대상은 ‘지진·화산재해대책법’ 제14조1항(내진설계기준의 설정)과 ‘건축법’ 제2조1항2(건축물)이 있다.

소화전 함의 내진설계 세부기준의 적용은 소방청 ‘소방시설의 내진설계기준’과 동 기준의 해설서에 내진설계 정의, 지진하중, 앵커 산정, 유효지진가속도, 구조부재, 정착방법, 구조안전성 및 지침 등을 정하고 있다. 또한, 지진하중의 산정은 ‘건축물 내진설계기준’의 성능목표와 내진등급, 지진위험도, 지진구역 및 지진구역계수 및 비구조요소를 적용하고 인명보호와 기능수행을 할 수 있도록 소방시설의 중요도계수(Ip)는 1.5로 한다.

국내외 지진 관련된 변위 기준은 다음과 같다.

- ‘건축물 구조기준’ 등에 관한 규칙 제58조(구조안전확인서, 별지 제1호서식(2017))에서의 층간 허용 변위는 최대 Δax= 0.020 hs (2.0%)

- NFPA13 (A.18.2.4)에서 수평방향 최대상대변위는 D = H * 0.05로

• D = 지붕과 랙의 상대변위(m)

• H = 랙 장착부의 최상부의 높이(m)

Table 2는 미국의 내진설계 규정이다(Shin, 2009).

Seismic Design Related Standards (USA)

2.1.5 내진설계의 절차 및 검증

KDS 기준에 의한 해당 건축물에서 소화전 함의 내진설계의 절차와 검증은 내진설계 책임기술자가 규정에 따라 수행하거나 제조자가 정밀해석 혹은 절차에 따른 실험을 통해 내진 성능을 보유하고 있음을 입증하는 문서를 제출하는 경우 또는 공인된 설계기준에 따라 수행하고 내진설계 책임기술자가 검토하여 승인하는 절차를 따라야 한다. 단, 실험적 절차를 적용할 경우, 산정되는 최대지진력은3.2Ip Wp를 초과할 필요는 없다. 설계 검토와 승인 절차는 공인된 내진설계기준과 설계계산서 혹은 시험성적서를 근거로 작성된 내진설계 시공상세도는 구조체와 분리하여 수행될 수 있으며, 내진설계 책임기술자에 의해 검토 및 승인되어야 한다.

2.2 소화전 함의 내진설계 성능 영향인자

지진 발생 시 소화전 함의 구성요소 중 내진설계 성능 영향인자는 설계지진계수와 소화전 함의 제원 및 설치 환경조건이 있다. 설계지진계수는 행안부의 ‘내진설계기준 공통 적용사항’으로 지진가속도, 지역계수, 지반, 건축물에서 설치되는 층고, 구조물의 종류가 있다. 소화전 함의 제원은 형상(내부기기 배치), 크기와 무게에 따른 무게중심이 있고, 강도의 측면에서는 보면 바닥판(Base Plate)과 다리의 두께와 앵커 크기, 다리와 본체 연결방법, 구조체와 정착방법, 앵커의 허용하중 등이 내진설계 성능 영향인자이다. 또한, 설치 환경조건으로는 정착 시 영향을 주는 부식성과 팽창성 및 알 수 없는 현장조건 등이다.

3. 소화전 함의 내진설계 구조안전성

3.1 소화전 함의 구조와 내진설계

3.1.1 3D 모델링과 구조해석 프로그램

소화전 함의 3D 모델링과 구조해석을 위해 SOLIDWORKS® 3D Mechanical CAD 및 Simulation (Premium 2018 SP5)로 3D 모델링 디자인과 정적해석 시뮬레이션 프로그램을 사용하였다. KFI에서 성능 인증 받은 소화전 함의 도면을 기초로 형상과 치수, 재질, 중량, 내부기기의 배치와 중량을 디자인하였다. 해석 시뮬레이션 절차에 따라 지진가속도, 각 부분의 구속조건, 자중에 의한 힘의 방향 및 작용점, 각 부속품의 커넥팅 조건, 메쉬 작성의 전처리 과정을 통해 응력, 변위, 변형, 반력, 조합응력 등 해석결과를 도출하였다.

3.1.2 제원, 지진계수 및 내진설계 성능 영향인자의 산정

소화전 함을 구조체에 정착시키는 방법은 매립형과 바닥고정형 및 벽체 고정형으로 나눈다. 이 연구에서 노출된 바닥 고정형 호스릴 소화전 함은 Fig. 2와 같이 중량, 설계지진계수 산정, 소화전 함의 제원 및 내진설계 성능 영향인자를 고려하여 다음의 Tables 3, 4, 5와 같이 선정 후 모델링하였다.

Fig. 2

Pre-processing of Simulation after Modeling

Weight of Fire Hydrant Box (Hose reel type)

Seismic Coefficients apP and Rp for Common System Components

Specifications of Fire Hydrant Boxes and Factors Influecing Seismic Design Input Data

3.1.3 적용된 내진설계기준

(1) 스테인리스 강판의 허용하중(Sa)

• 항복강도(Fy ) : 205 MPa

• 허용응력(sa) = 0.60 × Fy = 123 MPa

• 건축물의 구조기준 등에 관한 규칙 제58조 층간 변위 기준 : 2% 이하

• 강구조기준의 재료의 변위 기준(과도한 처짐에 손상이 없는 경우) : L/250

• 수평지진하중의 허용하중 : Fpw =0.7×Fp (N)

• 설계지진계수(Cp)와 같다는 가정하에 환산한 지진가속도(g) :

Cp=0.4×ap×SDS(RpIp)×(1+2zh)

• M 제조사에서 제공한 F 모델 앵커의 허용하중은 다음의 Table 6과 같으며, 작용하중과 허용하중 비는 인장 1.0, 전단 1.0 및 조합하중비 1.0의 기준으로 정하였다. 한국콘크리트학회의 기준에 따른 조합하중비는 전통적인 보수값 1.0으로 선정하였다.

Allowable Load of M"s F Model Anchor Bolt

3.2 구조해석

3.2.1 구조해석 시뮬레이션의 전처리 과정

Fig. 2의 구조해석 전처리 작업 전에 모델링된 부품간의 간섭과 중량 및 무게중심을 검토한다. 소화전 함의 무게중심(힘의 작용점)과 자중은 자동으로 산정한다.

하중 조건으로 중력 또는 지진가속도에 20%의 안전율을 고려하고 힘의 작용 방향을 선정하였다. 구조체 콘크리트 부분의 반력 산출은 원통면 구속조건 등으로 선택한다. 부속품의 접촉조건은 관통, 관통 없음을 확인하고, 관통이 없는 부분의 커넥팅 조건은 Bolt/Nut 등의 조건을 선택하여 최종 메쉬작업의 정확도를 위해 적정한 메쉬 도구로 효율성을 고려하여 Fig. 3과 같이 수행한다.

Fig. 3

Simulation Preprocessing

3.2.2 구조해석 결과

Table 5의 조건에서 선정한 소화전 함의 기본모델의 응력, 변위, 변형률, 반력 및 적용 지진가속도 등 정적구조 해석결과는 다음 Figs 4, 5, 6, 7과 같다.

Fig. 4

Stress (41.64 MPa)

Fig. 5

Displacement (0.85 mm)

Fig. 6

Strain (0.014%)

Fig. 7

Reaction Force (4,464 N), Earthquake Acceleration (3.2 m/s²)

기본모델의 구조안전성과 앵커의 적정성 평가 결과는 다음과 같다(Barry and James, 2017).

① Stess Ratio (Actural/Allowable) = 41.6 / 123 = 0.24 ≤ 1.0

② Deflection Ratio (Actural/Allowable) = 0.85 / 9.62 = 0.09 ≤ 1.0

③ Strain Ratio = 0.014% ≤ 0.2% (재료의 영구변형 허용기준 0.2%)

④ 반력과 앵커 조합하중비 = (√(220²+230²) / 4,600) + (4,464 / 7,800) = 0.85 ≤ 1.0

⑤ 조합하중비 (인장하중 / 앵커허용하중≤1.0) + (전단하중 / 전단허용하중≤1.0) ≤ 1.0

기본모델의 상세 부속품의 응력 해석결과도 Table 7Fig. 8에 나타내었다.

Stress Distribution of Factors Influencing Seismic Design Performance of Fire Hydrant Box

Fig. 8

Detailed Structural Analysis of Fire Hydrant Box

3.3 소화전 함의 내진설계 성능 영향인자별 해석 결과 분석

Table 5에서 소화전 함의 기본모델에 내진설계 성능 영향인자인 바닥판 두께 4.5~12 t, 앵커 Hole M5~M12, 내부기기의 배치, 본체와 다리 연결방법, 환산된 지진가속도는 0.224~1.0 g으로 선정하여 응력, 반력 및 앵커 조합하중비 등의 특성을 비교하여 다음과 같이 기본모델을 선정하는 것을 나타내었다.

첫 번째, Table 8, Figs. 9 and 10은 내진설계 성능 영향인자와 소화전 함 부품(재료)의 허용응력에 대한 응력비와 변위비를 분석한 결과이다. 변위비는 건축구조기준의 층간에 허용기준을 2% 이하를 충족시킨 값을 나타내었다.

Characteristic Data of Analysis Result

Fig. 9

Stress Distribution According to Base Plate Thickness, Hole Size, Body and Leg Connection Method, Even Distribution Arrangement and Earthquake Acceleration

Fig. 10

Evaluation of the Reaction Force and Anchor Bolt Adequacy of the Anchorage of the Fire Hydrant Box

바닥판의 두께와 Hole이 기본모델에 비해 작아질수록 바닥판(Base plate)과 Leg 부분에서 응력이 증가했다. 내부기기를 균등 또는 실제 위치에 배치한 경우, 실제 위치에 배치한 모델의 다리로 응력이 집중되어 41.6 MPa에서 69.5 MPa로 나왔다.

본체와 다리를 M12로 Bolting한 경우는 기본모델보다 몸체 Hole 부분의 응력이 57.6 MPa로 증가하였다. 또한, M10에서 31.3 MPa로 감소세를 보였으나 M8부터는 다시 증가하여 M5에서는 80.7 MPa로 나왔다. 소화전 함 설계지진계수로 환산된 지진가속도를 1.0 g까지 증가시킨 경우는 응력이 124.1 MPa로 재료의 허용값을 초과하였다.

두 번째, 소화전 함을 구조부재에 정착 시 반력, 조합하중(R) 및 조합하중과 앵커 허용하중 능력을 비교하는 조합하중비(Ψ)이다.

Table 8, Figs. 10 and 11은 내진설계 성능 영향인자 모델별 소화전 함의 주요 정착부와 반력과 앵커의 R과 Ψ를 분석한 결과이다.

Fig. 11

Factors Influencing the Seismic Design Performance of the Fire Hydrant Box

기본모델에서 바닥판을 4.5 t보다 작게 한 경우 R은 4,470 N, Ψ는 허용기준을 초과한 1.02로 나타났다. 기본모델에 앵커를 M10 이하로 설치한 경우에서도 R이 3,728 N, Ψ는 1.19로 앵커 허용값(Allowable Stress Design)이 초과하였다. 즉, 작용하중은 감소하나 앵커 제조사의 해당 규격은 ASD를 만족하지 못한다는 의미이다. 한국콘크리트학회에서 전통적으로 제시한 인장-전단상관식은 Ψ를 1.0 초과하여 설치할 수 없도록 규정되어 있다. 내부기기를 균등분포 또는 실제 상태로 배치한 경우 R은 3,693 N에서 4,035 N, Ψ는 0.85에서 0.93으로 증가하였다. 균등분포로 설계한 모델은 기본모델보다 무게중심이 올라가 R이 증가하여 구조안전성 측면에서는 보수적인 설계라고 할 수 있다.

본체와 다리 상판을 M12로 Bolting 한 경우 기본모델보다 R은 3,693 N에서 2,302 N, Ψ는 0.85에서 0.78로 감소하였다. 본체와 다리 상판을 M5로 연결한 경우는 R이 1,893 N, Ψ는 0.72로 거의 변화가 없었다. 이는 Leg에서 본체에 응력이 분산되어 구조체와 앵커 정착에 긍정적인 효과를 준 것으로 볼 수 있다. 제조사에서 제시한 앵커 M10 허용값으로 계산한 Ψ는 0.72~0.83으로 ASD 이내이고, 표에 제시되지 않았으나 앵커 M8의 경우 Ψ는 1.31로 초과되었다.

층고비에 따라 지하층과 최상층에서는 R은 2,397 N에서 3,693 N, Ψ는 0.55에서 0.85로 증가하였다. 설계지진계수 환산된 지진가속도는 0.5 g에서 R이 5,902 N, Ψ가 1.33으로 ASD를 초과하였고, 1.0 g에서는 R이 11,763 N, Ψ는 2.67 g으로 지진가속도에 비례하여 증가하였다.

4. 소화전 함의 내진설계 해석결과와 최적화 설계

소화전 함의 내진설계는 첫째, 내진성능 영향 인자인 환산 지진가속도 0.326 g은 국내 건축물의 최상층으로 소방시설 내진설계기준의 내진등급, 성능목표 및 중요도계수와 설치조건에 맞도록 설계지진계수를 고려하여 수평지진하중을 선정한다.

둘째, 균등분포보다는 내부기기를 실제 배치된 모델로 무게중심의 변화, 바닥판 두께, 앵커 크기, 본체와 다리 상판의 연결방법을 선택한다.

셋째, 최적화된 내진설계는 환산된 지진가속도, 바닥판 두께, 앵커의 규격, 본체의 연결방법을 고려하여 구조 해석한 후 응력, 변위, 변형률 및 반력을 산출하여 특성을 분석 및 평가한다.

본 연구에서 제시한 기본모델과 내진설계 성능 영향인자 중 본체와 다리 상판부 연결방법으로 용접 대신 M5 연결볼트로 연결한 최적화된 모델을 선정하였다. 기본모델과 해석결과를 비교하면 재료응력비가 0.34에서 0.66으로 증가되었으나, 반력에 대한 앵커 조합하중비(Ψ) 0.85에서 0.72로 감소하여 앵커 M10으로 설계할 수 있다. 이는 구조안전성이나 경제성 측면에서 지진하중과 모멘트 변화 등 다양한 내진설계 성능 영향인자의 변화에 대응할 수 있다. 또한 앵커의 비용을 절감하고 근입깊이 완화에 따른 구조부재 두께에 문제에 기여할 수 있다.

5. 결 론

지진 시 소화전 함의 내진설계 도입 연구는 내진등급과 성능목표, 중요도계수에 따른 내진설계 범주에서 환산된 설계지진계수, 소화전 함의 특성을 고려한 형상, 크기 및 종류별 내진설계 성능 영향인자를 고려한 구조계산으로 응력과 변위, 변형률, 반력(R) 및 앵커 정착 등을 검토하여 기준의 허용값 이내로 신뢰성 확보하여야 한다.

소화전 함에서 내진설계 성능 영향인자를 고려한 최적화된 내진설계는 다음과 같다.

  • (1) 소화전 함의 본체와 다리를 용접으로 연결한 경우

    • ① 환산 지진가속도는 행안부의 ‘내진설계기준 공통 적용사항’을 최고층으로 적용한다.

    • ② 하중을 균등하게 배치한 경우는 본체 내에 부속품을 실제 배치한 모델보다 구조안전성 측면에서 유리하나 경제적인 내진설계는 될 수 없다.

    • ③ 기본모델의 바닥판은 구조부재와 정착부의 경계선상으로 내진설계 성능 영향인자 선정에 주의하여 응력과 반력을 확인한 결과 구조안전성은 확보되었으나 지진하중에 대한 설계 대응 범위와 경제성 측면에 대해서는 최적화된 모델로 검토가 필요하다.

  • (2) 소화전 함의 본체와 다리 상판부를 볼트로 연결한 경우

    • ① 환산된 지진가속도, 부속품의 실제 배치는 기본모델과 동일하게 하고, 본체와 다리 상판부를 볼트로 연결하는 방법은 소화전 함 전체로 응력이 분산되는 효과가 있다. 따라서, 바닥판 두께와 앵커를 12 t와 M10으로 고정하면 전체의 응력이나 반력면에서 개선 효과가 있어 앵커 조합하중비(Ψ)가 현저하게 낮아진다.

    • ② 앵커정착부의 경계선상에서 응력 및 반력을 낮출 수 있어 소화전 함의 형상과 무게에 따른 지진하중 변화에 대응할 수 있다.

  • (3) 소화전 함의 최적화된 내진설계는 국내의 설계지진계수와 앵커 제조사의 허용값, 구조 해석결과의 응력, 변위, 변형, 반력을 검토한 응력비, 반력과 앵커 조합하중비(Ψ) 1.0 이내로 구조안전성과 경제성을 함께 확보해야 한다.

본 논문은 본체와 다리 연결볼트의 크기에 따른 응력과 반력은 검토되어 구조안전성이나 경제성 측면에서 최적화된 내진설계 제안하였으며 다양한 요소의 내진설계 성능 영향인자의 적용 한계와 정적구조해석 시뮬레이션으로 성능을 검토하기에는 한계성이 있었으며, 향후 소화전 함의 내진설계 성능 영향인자인 몸체와 다리의 연결방법이 볼트인 경우 Base Plate 두께에 따른 응력과 반력 검토와 정적구조해석 시뮬레이션과 실험적 검증을 통해 소화전 함의 내진설계의 적정성과 성능을 확인해야 할 것으로 판단된다.

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Article information Continued

Fig. 1

Seismic Design of Fire Hydrants

Table 1

Seismic Design Index of Mechanical and Electrical Non-structural Elements

Non-structural elements (Mechanical and electrical) Component amplification factor (ap ) Component response modification factor (Rp )
- Other components
- Engines, turbines, pumps, and compressors
- Electrical conduit, bus ducts, and rigidly mounted cable trays
- That are rigid and rigidly connected1, light fixtures
1 2.5

Table 2

Seismic Design Related Standards (USA)

Fire safety standards Building standards
• UFC (Unified Facilities Criteria) • ASCE 7-02 (9) (9.6.3.11.2)
• IFC (International Fire Code) • ASCE 7-05 (13.6.8.2) (13.6.8.3)
• NFPA 13 (2002, 2007, 2016, 2019) • IBC (2009)
• NFPA (5000)
• CBC (2001) (1632) (1632.5)

Fig. 2

Pre-processing of Simulation after Modeling

Table 3

Weight of Fire Hydrant Box (Hose reel type)

Part name Weight Part name Weight
Hose reel cabinet 57.3 Hose reel drum 14.1
Door-electric 3.5 Regs 13.5
Door-fire plug 9.4 Hose 26.2
Door-fire extingu. 3.4 Repeater 0.4
Door-hose 6.5 Fire extingu. 11.3
Elbow nozzle 1.8 Alarum 0.3
Bracket 0.5 Terminal block 0.3
Hose reel support 1.2 Safty factor : W x 1.2
Total (kg) 149.7

Table 4

Seismic Coefficients apP and Rp for Common System Components

Items Factor Items Factor
Amplification factoe (ap) 1.0 Effective ground acceleration (S = I x Z) 0.22
Response modification factor (Rp) 2.5 Risk factor according to the reproduction cycle (I) 2.0
Importance factor (Ip) 1.5 Earthquake area Coefficient (Z) 0.11
Short period Spectral acce- leration (SDS) 0.54 Safty factor (s) 1.2
Amplification factor based on soil condition (Fa) 1.46 Ratio of height (z=hH) 0
0.5
1.0

Table 5

Specifications of Fire Hydrant Boxes and Factors Influecing Seismic Design Input Data

Model (Factors influencing seismic design) Base model Base plate Bolting of body & leg Body of load dist- ribution Earthquake acceleration
Thickness Anchor B/N
Size (mm) 1,000 W x 210 B x 2,405 H
Weight 150 kg
Thickness of base plate 12 t 4.5~ 12 t 12 t
Hole of base plate (Anchor B/N) M12 M6~M12
Thickness of leg 2.0 t
Thickness of body 1.5 t
Connecting of body & leg Welding Bolting Welding
Arrangement Actual Uniform Actual
Earthquake acceleration 0.32 g 0.22~1.0 g

Table 6

Allowable Load of M"s F Model Anchor Bolt

Specification Tensile force (ASD) Shear force (ASD)
M12-70L 4,600 N 7,800 N
M12-50L 3,100 N 4,600 N
M10-60L 3,300 N 4,600 N
M10-40L 2,200 N 2,900 N
M8-45L 1,700 N 2,800 N

Fig. 3

Simulation Preprocessing

Fig. 4

Stress (41.64 MPa)

Fig. 5

Displacement (0.85 mm)

Fig. 6

Strain (0.014%)

Fig. 7

Reaction Force (4,464 N), Earthquake Acceleration (3.2 m/s²)

Table 7

Stress Distribution of Factors Influencing Seismic Design Performance of Fire Hydrant Box

Part name Actural/Allowable stress (MPa) Stress ratio
Hole of Base plate 28.4 0.24
Leg 41.6 33.9
Body 7.3 0.60
Hose reel 11.4 0.93

Fig. 8

Detailed Structural Analysis of Fire Hydrant Box

Table 8

Characteristic Data of Analysis Result

Items Thicknesses of Base Plate Holes of Base Plate (4.5 t) Earthquake Acceleration Uniform Distribution Bolting the Body and Leg
Moedel B_4.5 t B_6 t B_9 t B-M10 B_M8 B_M6 0.22 g 0.32 g (Base Model) 0.51 g 1.0 g Uniform J_M5 J_M6 J_M8 J_M10 J_M12
Factors influencing seismic design Welded a = 0.32 g Base PL : 4.5~9 t Hole of Base : Φ13 Actual Distribution Welded a = 0.32 g Base PL : 4.5 t Hole of Base : Φ6.8~13 Actual Distribution Welded a = 0.22~1.0 g Base PL : 12 t Hole of Base : Φ13 Actual Distribution Welded a = 0.32 g Base PL:12 t Hole : Φ13 Uniform Didtr. Bolting : M5~M12 a = 0.32 g, Base PL : 12 t Hole of Base : Φ13 Actual Distribution
Stress 1) Allowable stress (MPa) 57.0 47.3 32.4 32.3 33.8 45.3 18.7 28.4 46.6 94.0 60.0 25.3 35.0 34.7 27.3 35.6
2) Actual stress in base plate hole (MPa) 62.4 51.2 35.6 27.8 30.1 37.6 19.2 27.3 42.5 85.9 44.5 18.2 35.0 34.7 27.3 35.6
3) Actual stess of base plate (MPa) 10.8 10.6 11.5 11.6 11.8 11.0 8.3 11.4 17.2 38.8 0.0 19.7 16.0 24.6 14.4 15.6
4) Actual stress of Reel part (MPa) 8.7 8.3 7.6 7.6 7.6 8.3 5.6 7.3 10.7 18.8 4.0 80.7 76.7 43.8 31.3 57.6
5) Actual strss in the cabin body hole / face (MPa) 55.3 50.1 44.5 41.9 42.2 42.3 29.1 41.6 64.1 27.3 69.5 30.2 33.7 36.0 28.3 33.0
6) Actual stress of leg body (MPa) 11.6 11.2 10.1 9.5 9.7 9.6 6.5 9.2 14.0 124.1 10.0 26.7 21.7 22.7 25.8 21.4
7) Actual stress in the hole of the leg body (MPa) 0.51 0.42 0.37 0.35 0.35 0.37 0.24 0.34 0.53 1.01 0.57 0.66 0.63 0.36 0.28 0.47
8) Actual/ allowable stress ratio 0.11 0.10 0.09 0.09 0.09 0.10 0.06 0.09 0.14 0.24 0.10 0.10 0.10 0.09 0.08 0.09
9) Displacement ratio 0.11 0.10 0.09 0.09 0.09 0.10 0.09 0.14 0.24 0.10 0.06 0.10 0.10 0.09 0.08 0.09
Judgment Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Not Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok
Reacti-on / Ancho-rage 1) Allowable anchor tension Ta (N) 4,600 4,600 4,600 3,300 1,700 1,100 4,600 4,600 4,600 4,600 4,600 3,300 3,300 3,300 3,300 3,300
2) Allowable anchor shear Va (N) 7,800 7,800 7,800 4,600 2,800 1,800 7,800 7,800 7,800 7,800 7,800 4,600 4,600 4,600 4,600 4,600
3) y-direction reactiob force Vy (N) 219 216 201 186 188 184 132 180 288 594 224 553 322 261 298 252
4) x-direction reactiob force Vx (N) 229 226 210 202 204 199 140 187 297 573 229 924 309 285 344 299
5) z-direction reactiob force Vz (N) 4,459 4,370 4,316 3,718 3,731 2,342 2,389 3,684 5,888 11,733 4,022 1,557 2,379 2,279 2,140 2,269
6) Combined load Ra (N) 4,470 4,381 4,326 3,728 3,741 2,358 2,397 3,693 5,902 11,763 4,035 1,893 2,420 2,312 2,188 2,302
7) Combined load ratio 1.02 1.00 0.98 1.19 2.30 2.29 0.55 0.85 1.33 2.67 0.93 0.72 0.83 0.79 0.75 0.78
8) Anchor - - - - - - M12 M12 - - M12 M10 M10 M10 M10 M10
Judgment Not ok Not ok Not ok Not ok Not ok Not ok Ok Ok Not Ok Not Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Fig. 9

Stress Distribution According to Base Plate Thickness, Hole Size, Body and Leg Connection Method, Even Distribution Arrangement and Earthquake Acceleration

Fig. 10

Evaluation of the Reaction Force and Anchor Bolt Adequacy of the Anchorage of the Fire Hydrant Box

Fig. 11

Factors Influencing the Seismic Design Performance of the Fire Hydrant Box