한국해양공학회지제 28 권제 4 호, pp 294-305, 2014 년 8 월 / ISSN(print) 1225-0767 / ISSN(online) 2287-6715 Original Research Article Journal of Ocean Engineering and Technology 28(4), 294-305 August, 2014 http://dx.doi.org/10.5574/ksoe.2014.28.4.294 해양플랜트구조물의화재사고시 PFP 효과를고려한비선형구조응답해석기법에대한연구 김정환 * 이동훈 * 하연철 * 김봉주 * 서정관 * 백점기 * * 부산대학교선박해양플랜트기술연구원 ( 로이드선급우수연구센터 ) Methods for Nonlinear Structural Response Analysis of Offshore Structures with Passive Fire Protection under Fires Jeong Hwan Kim *, Dong Hun Lee *, Yeon Chul Ha *, Bong Ju Kim *, Jung Kwan Seo * and Jeom Kee Paik * * The Korea Ship and Offshore Research Institute (The Lloyd's Register Foundation Research Centre of Excellence), Pusan National University, Busan, Korea KEY WORDS: Offshore structures 해양구조물, Passive Fire Protection 수동적방화, Heat transfer analysis 열전달해석, Nonlinear structural response 비선형구조응답 ABSTRACT: In offshore structures, fire is one of the most important hazardous events. The concern of fires has recently been reflected in the rules and quantified risk assessment based design practice. Within the framework of quantified risk assessment and the management of offshore installations, therefore, more refined computations of the consequences or hazardous action effects due to fire are required. To mitigate fire risk, passive fire protection(pfp) is widely used on offshore structures. This study presents methods for a nonlinear structural response analysis considering the PFP effects under fires. It is found that a structural response analysis is most likely to use valuable technology for the optimization and design of offshore structures with PFP. Thermal and structural response analyses have been performed using LS-DYNA and FAHTS/USFOS. The results of these structural response analyses are compared with each other. 1. 서론심해자원개발용해양구조물은설계목적상원유의생산, 분리, 저장, 하역과그에수반된다양한작업의대부분이상부구조물 (Topsides) 에서이루어지고, 특성상육상설비와는다르게제한된공간안에서이루어지므로화재, 폭발, 중량물낙하등고위험사고를고려한설계와운영이필요하다 (Paik and Thayamballi, 2007; Paik and Czujko, 2011). 특히 Piper Alpha 사고는대표적인화재사고인데이사고로인해수많은인명피해와재산손실그리고심각한환경오염이발생했다. 이러한피해를줄이기위해서는해양플랜트구조물의화재하중에대한적절한내화구조 (Fire poof construction) 설계가이루어져야한다. 화재사고로부터발생하는열하중은구조물의재료적비선형을발생시켜강도저하로인한구조물의점진적붕괴를야기한 다. 이러한이유로화재에의한구조물의붕괴를방지하고자 PFP(Passive fire protection) 를적용하여내화구조설계를하고있고, 특히, 에폭시 (Epoxy) 재질의 PFP(Passive fire protection) 는열하중에노출되면표면이점점부풀어올라부피가증가하고열전도 (Heat conduction) 계수가감소하여단열재역할을함으로써화재로부터구조물의온도상승과그에따른구조물의붕괴시간을효과적으로지연할수있어널리활용되고있다. 하지만에폭시재질의PFP 경우재료비와시공비용이많이들기때문에현재 PFP 최적화기법에대해서많은연구들이진행되고있다 (FABIG, 2010; HSE, 2007). 또한화재사고에대한구조물의온도분포및특성을얻기위하여다양한해석코드를이용한 CFD(Computational fluid dynamics) 해석 (Seok et al., 2013) 과 CFD해석결과를바탕으로한구조물의열전달해석및열하중에대한비선형구조응답해석에대한많은연구가수행되고있다 (Franssen and Real, 2010; FABIG, 1993; FABIG, 2010). 하 Received 10 April 2014, revised 30 July 2014, accepted 19 August 2014 Corresponding author Jung-Kwan Seo: +82-51-510-2415, seojk@pusan.ac.kr c 2014, The Korean Society of Ocean Engineers 294
해양플랜트구조물의화재사고시 PFP 효과를고려한비선형구조응답해석기법에대한연구 295 지만, 해양플랜트상부구조물의 PFP 최적설계를위한해석기법및절차그리고제한적인해석코드활용으로인한다양한비교분석연구가필요한실정이다. 기존의제한적으로사용되는해양플랜트용해석코드는판구조로이루어진선박과달리보, 기둥등과같은 1차원요소로구성된프레임구조를기반으로하기때문에부재와복잡한형상및판구조의거동형태를가지는부재에대한경우는모델링의어려움과, PFP최적설계시요구되는국부적인구조응답특성과같은정밀한해석에한계를보이는경향이있다. 따라서본연구에서는 PFP 최적설계를위한범용비선형유한요소해석코드를사용하여 PFP효과를고려한비선형구조응답해석기법및절차를개발하였다. 우선기존의해석방법과본연구에서개발된해석기법에대해설명하고개발된기법을 FPSO(Floating production storage and offloading) 상부구조물에적용하여기존의해양플랜트산업체에서사용되는해석코드를이용한해석기법과의 PFP효과에대한비교분석을수행하였다. 2013a), 그리고구조응답해석은 USFOS(USFOS A/S, 2013b) 프로그램을이용하여수행한다. Fig. 2는본연구에서제안된기법으로열전달해석과비선형구조응답해석을범용유한요소코드인 LS-DYNA(LSTC, 2013) 를이용하여수행하는기법이다. 2.1 비선형재료물성치모델링화재시발생하는구조또는열하중에대한해양플랜트거동을살펴보기위해서는온도변화에따른재료의특성이정의되어야한다. 재료의물성치는열전도계수와비열등구조물의온도에영향을미치는열적물성치 (Thermal properties) 와탄성계수, 항복강도그리고열팽창계수 (Thermal elongation) 등구조물의거동에영향을미치는기계적물성치 (Mechanical properties) 가있다 (Franssen and Real, 2010). 그리고에폭시타입의PFP 경우는앞서설명했듯이화재가발생하면화학반응을일으켜단열재역할을하기때문에온도에따른열적물성치만고려하였다. 2. 해석기법본연구에서는다양한해양플랜트상부구조물에대하여발생가능한화재시나리오대상으로해양산업체에서널리사용되는해석기법과본연구에서제안된기법을정량적으로분석하기위하여, 화재해석은화재해석전용 CFD 해석코드인 KFX(Kameleon FireEx) 프로그램을공통적으로사용하였다 (ComputIT, 2013). Fig. 1는일반적으로해양산업체에서사용되고있는기법으로화재해석결과를기반으로열전달해석은 FAHTS(USFOS A/S, 2.1.1 열적재료물성치강의비열 (C a) 은다음식을통해정의될수있고 Fig. 3은온도에따른변화를나타내고있다. + + < Ca 666+ 13002 / (738 θa) (600 C θa< 735 C) = ( J/ kgk) 545+ 17820/ ( θa 731) (735 C θa< 900 C) 650 (900 C θa < 1200 C) 1 3 2 6 3 425 7.73 10 θa 1.69 10 θa 2.22 10 θa (20 C θa 600 C) 여기서 θ a 는강의온도 ( ) 이다. (1) Fig. 1 An existing procedure for the nonlinear structural response analysis under fire Fig. 2 A new procedure for the nonlinear structural response analysis under fire, considered in the present paper
296 김정환 이동훈 하연철 김봉주 서정관 백점기 Fig. 3 Specific heat of carbon steel 강의열전도계수 (k a ) 는다음식을통해정의될수있다. k 54 3.33 10 2 a θa (20 C θa < 800 C) = ( W / mk) 27.3 (800 C θa < 1200 C) (2) 온도에따른강의열전도계수의변화는 Fig. 4와같다. Fig. 4 Thermal conductivity of carbon steel 2.1.2 기계적재료물성치일반적으로강의강도와강성은온도의증가에따라감소하게된다. 또한온도가증가함에따라부피가팽창한다. 따라서화재에대한정확한구조거동을살펴보기위해서는온도에대한재료의기계적특성이고려되어야한다. Eurocode에서는여러시험결과를통해증가하는온도에대한재료특성을명시하고있다 (Franssen and Real, 2010). 온도상승에따른강도와강성의변화특성은 Fig. 5와 Table 1 에나타나있다. 이를통해탄소강은 400 이상의온도에서강도가떨어짐을확인할수있다. 700 에서는원래의 23% 에해당하는강도를, 800 에서는 11% 에해당하는강도를그리고 900 에서는강도가 6% 수준까지떨어지는것을확인할수있다. 탄성계수의경우 100 이상에서감소가시작됨을확인할수있다. Fig. 5 Reduction factor of carbon steel at elevated temperature Table 1 Reduction factors for carbon steel for the design at elevated temperatures Steel temperature θ a ( ) Reduction factors at temperature θ a Proportional Limit Yield strength Elastic modulus 20 1.000 1.000 1.000 100 1.000 1.000 1.000 200 0.807 1.000 0.900 300 0.613 1.000 0.800 400 0.420 1.000 0.700 500 0.360 0.780 0.600 600 0.180 0.470 0.310 700 0.075 0.230 0.130 800 0.050 0.110 0.090 900 0.038 0.060 0.068 1000 0.025 0.040 0.045 1100 0.013 0.020 0.023 1200 0.000 0.000 0.000 다음식은온도에따른열팽창계수를나타낸것이고 Fig. 6 는온도에따른열팽창계수를나타낸것이다. 5 8 2 4 1.2 10 θa+ 0.4 10 θa 2.416 10 (20 C θa< 750 C) 2 Δ ll / = 1.1 10 (750 C θa < 860 C) 5 3 2 10 θa 6.2 10 (860 C θa < 1200 C) (3) 2.1.3 PFP 재료물성치일반적으로해양플랜트구조물의경우에폭시종류의 PFP를많이사용하고있다. 따라서 PFP 효과를고려하기위해서는온도에따른 PFP의재료물성치를적용하여야하지만앞장에서도설명했듯이화재가발생하는동안 PFP 재료의성질이바뀌기때문에현재산업체에서는상온일때의재료물성치를적용하
해양플랜트구조물의화재사고시 PFP 효과를고려한비선형구조응답해석기법에대한연구 297 Fig. 6 Thermal elongation of carbon steel Fig. 7 Thernal conductivity of epoxy type PFP 여해석을수행하고있다. 하지만이러한가정은 PFP 효과를고려한구조물의온도를정확히계산하는데제약이있기때문에본연구에서는온도에따른 PFP의열전도계수를고려해주었다. Fig. 7은온도에따른 PFP의열전도계수를나타낸것이고 Table 2는본연구에서적용한 PFP 재료의정보를나타내고있다 (International Protective coatings, 2013). Table 2 Information of epoxy type PFP Property Test method Value Density Plural pump 1000 kg/m 3 Tensile strength ASTM D638 12.8 MPa Tensile modulus ASTM D638 1786 MPa 2.2 열전달해석화재로인해발생한열 (Heat) 은시간에따라서주변구조물로전달이되고, 이로인하여구조물의온도가상승하게된다. 해양구조물의온도특성은가스온도, 노출되는범위, PFP의적용유무, 구조재료의열적물성치와구조물의대류계수와방사율 (Emissivity) 등을고려하여계산할수있다 (Kim et al., 2013). 수치해석적인방법으로정도높은 PFP 효과를고려하기위해서는온도에따른 PFP의열적물성치값을입력해줌으로서 PFP 효과를고려한구조물의온도를계산할수있다. 일반적인해양산업에서는열전달해석을수행하기위해 FAHTS 프로그램을사용하다. FAHTS 프로그램은화재전용해석프로그램인 KFX와자동연동되어화재 CFD해석결과인가스온도와열유속등의화재특성정보를활용한다 (USFOS A/S, 2013a). 일반적으로 FAHTS/USFOS 프로그램은구조물을빔요소를사용하여모델링한다. FAHTS 프로그램은빔요소로모델링된구조물을자동적으로쉘요소로변환하여열전달해석을수행한다. PFP 효과를고려할경우 FAHTS 프로그램은 PFP의열전도계수와두께만을고려하여구조물의온도를계산한다. 본연구에서는제시하고있는방법은인터페이스프로그램과 LS-DYNA 를이용하여열전달해석을수행한다. 산업체에서는사용하는방법의경우 FAHTS 프로그램과 KFX 프로그램과연동이되어있어 CFD 해석결과인가스온도와열유속등을자동적으로입력해주지만본연구에서는사용하는 LS-DYNA프로그램의경우는자동연동이되지않기때문에인터페이스프로그램을개발하여 KFX 해석결과를 LS-DYNA 프로그램에입력할수있도록하였다. 본연구에서사용된인터페이스프로그램은 FATHS 프로그램과같은기법으로모니터링위치 (Monitoring point) 에서의화재해석결과를쉘요소로모델링된 LS-DYNA 프로그램에사용할수있도록해준다. 하지만 KFX프로그램은최대 1000개의모니터링위치에대해서만결과를사용자에게제공한다. 이러한이유로인터페이스프로그램은 FAHTS 프로그램과같이 KFX의모든도메인결과를사용하는것이아니라구조물에인접한제한된개수의모니터링위치의결과만을사용할수있는단점은있지만, 각모니터링위치에대한결과를보간법으로 4절점유한요소에효과적으로열특성정보를입력해줄수있다. KFX 프로그램으로부터얻어진해석결과를 LS-DYNA 로입력하기위해인터페이스프로그램은 Eurocode에서제시하고있는열전달방정식을이용한다 (European standard, 2005a; European standard, 2005b). PFP 효과가없을시의사용되는열전달방정식은아래와같다. Thermal conductivity at room temperature Transient method 0.213 W/mK (4) Coefficient at thermal expansion ASTM E228 68E-06 cm/cmk 여기서, Specific heat at room temperature ASTM 1269 1.17 J/gK
298 김정환 이동훈 하연철 김봉주 서정관 백점기 ḣ c 는대류에의한열유속 (W/m 2 ), ḣ r 은복사에의한열유속 (W /m 2 ), k sh은 Shadow effect를고려하기위한계수, A m 은고온에영향을받는강재표면의면적 (m 2 ), V은강재의부피 (m 3 ), C a 은온도에따른강재의비열 (J /kgk), p a은강재의밀도 (kg / m 3 ), a c은대류계수 (W/m 2 K), 은 View factor 를의미한다. PFP 효과를고려한구조물의열전달방정식은아래와같다. (5) (a) FAHTS result 여기서, A p 는 PFP의유효면적 (m 2 ), c p는 PFP재료의온도에따른비열 (J/kgK), θ a,t 은해당시간의강재온도 ( ), θ g,t 은해당시간의외부온도 ( ), θ a,t 은외부온도의증가량 ( ), k p은 PFP 재료의열전도 (W/mK), ℇ 은강재의방사율, p p은 PFP의밀도 (kg / m 3 ), d p은 PFP의두께 (m) 를의미한다. Fig. 8은인터페이스프로그램의기본적인개념을나타내고있고그림과같이인터페이스프로그램은 KFX의모니터링위치에서의가스온도, 열유속등을 LS-DYNA 프로그램의노드나요소에자동적으로입력해준다. CFD 해석을수행하기전, 사용자가결과를얻고자하는위치에모니터링포인트를지정함으로써특정위치의해석결과를이용할수있게된다. (b) USFOS input Fig. 9 Application of the steel temperature for the USFOS nonlinear structural response analysis with the beam element models, representing the modification of the shell element models 2.3 비선형구조응답해석일반적으로화재가발생하면구조물의온도가증가하고그로인해기계적물성치인탄성계수와항복응력은감소한다 (Franssen and Real, 2010). 따라서화재에대한비선형구조응답해석을수행하기위해서는열전달해석결과와온도에따른재료의기계적물성치를고려해주어야한다. PFP는앞서말했듯이단열재역할만하여구조물의온도상승을지연시킬뿐 Fig. 8 Concept of the interface program Fig. 10 Application of the steel temperature for the LS-DYNA nonlinear structural response analysis with the shell element models, representing the exactly same shell element models 직접적으로구조강도에영향을미치지않는다. 따라서, PFP효과를고려한구조응답해석은 PFP를적용한열전달해석결과가중요하다. 일반적으로해양산업에서는화재에대한비선형구조응답해석을빔요소를기반으로하는 USFOS 프로그램을사용한다. Fig. 9-10은 FAHTS-USFOS 열전달해석과인터페이스프로그램을이용한 LS-DYNA 열전달해석결과의예를보여준다. FAHTS 프로그램은쉘요소를기반으로한온도특성을사용하기때문에 USFOS 에온도특성을적용해주기위해 Fig. 9과같이 FAHTS 열전달해석결과를평균값과끝점의증분량으로변환하여해석을수행한다. 본연구에서개발한기법 (Fig. 10) 은열전달해석과구조응답해석을 LS-DYNA 프로그램을사용하여수행한다. 따라서이기법은일반적으로 FAHTS/USFOS 를사용하는기법과달리해석모델을변환해줄필요가없고쉘요소를이용하여구조물을모델링하기에보부재와판부재로구성된
해양플랜트구조물의화재사고시 PFP 효과를고려한비선형구조응답해석기법에대한연구 299 복잡한형상및 PFP효과등에관련한국부적인구조응답특성을정확히분석할수있는장점이있다. 3. 적용예본연구에서제안된해석기법의적용성을입증하기위해 FPSO Topside 구조물에본기법을적용하여해석을수행하였다. 그리고제안된기법을이용한해석결과와 FAHTS/USFOS 를이용한해석결과와비교하였다. 3.1 해석모델본연구에서는 VLCC(Very large crude carrier) 급의 FPSO Topside 구조물을대상모델로선정하였다. Fig. 11는대상모델의레이아웃과주요치수를보여주고있다. 모든데크는 I-거더로지지되어있고중간데크는그레이팅패널으로구성되어있고나머지데크는판으로되어있다. Fig. 12와 Table 3과 4는대상모델의주요부재치수이다. 3.2 화재시나리오및 CFD 해석 3.2.1 화재시나리오화재 CFD 해석에영향을미치는변수들은연료, 설치환경 Table 3 Dimensions and geometric properties of the frames Symbol Main Secondary frame frame hw [mm] 700 300 tw [mm] 13 10 bf [mm] 300 300 tf [mm] 24 15 Table 4 Dimensions and geometric properties of the columns Symbol Column ri nner [mm] 158.8 ro uter [mm] 177.8 에관련된변수 ( 바람방향, 바람세기 ) 그리고누출에관련된변수 ( 누출직경, 누출위치, 누출시간 ) 등이있다. 본연구에서는비선형구조응답해석기법에초점을맞추고있기때문에연료는 LPG를사용하였으며나머지변수들에대한정보는아래와같다. Wind direction = 150 deg. Wind speed = 5 m/s Leak rate = 2.0 kg/s Leak duration = 600 s Leak direction = +Z Leak position in the X direction = 7.5 m Leak position in the Y direction = 9.8 m Leak position in the Z direction = 1.5 m Fig. 11 Layout and principal dimensions of the hypothetical topside module of the FPSO 3.2.2 화재 CFD 해석 Fig. 13은화재 CFD 해석을하기위해서제트그리드 (Jet grids) 를사용하여생성한 KFX 모델을나타내고있다. 본연구에서는화재 CFD 해석을수행하기위해총 500,000개의그리드를사용하였다. 상용 KFX 프로그램은모니터링포인트의개수를 1000개로한정되어있기때문에 LS-DYNA 를이용해서열전달해석을수행할때에는모니터링포인트의위치선정에있어신중을가해야한다. Fig. 12 Topology of decks and columns (solid line indicates main frames and dotted line indicates secondary frames) Fig. 13 KFX model for fire CFD simulation using jet grids
300 김정환 이동훈 하연철 김봉주 서정관 백점기 Fig. 14는누출위치와모니터링포인트들의위치를나타내고있다. Fig. 15는 5(sec.) 와 10(sec.) 일때의가스온도분포를나타내고있고 Fig. 16은시간에따른가스온도를표현하고있다. Fig. 15를통해 Heat flow가하부데크에서발생하여중간데크로점점확대되는것을확인할수있다. 이러한 KFX 해석결과를사용하여열전달해석과구조응답해석을수행하였다. 3.3 열전달해석열전달해석을수행하기위해서는탄소강에대한비열이나열전도계수같은열적물성치값과대류와복사에관련된계수를정의해주어야한다. FAHTS 프로그램의경우자동적으로대류계수를가스온도와열유속등을 KFX 해석결과를이용하여계산한다. LS-DYNA 의경우는사용자가직접대류계수와방 (a) Side view (b) Plan view at elevation level 2 (c) Middle deck or elevation level 4 (d) Upper deck or elevation level 5 Fig. 14 Leak position and definition of monitoring points on (c) middle deck and (d) upper deck (a) 5 seconds after ignition (b) 100 seconds after ignition Fig. 15 Gas cloud temperature distribution in the topside module (in K)
해양플랜트 구조물의 화재 사고 시 PFP 효과를 고려한 비선형 구조응답 해석 기법에 대한 연구 (a) Middle deck or elevation level 4 301 (b) Upper deck or elevation level 5 Fig. 16 Gas cloud temperature versus time history obtained by KFX simulation (a) LS-DYNA model (b) FAHTS model Fig. 17 Topside models without the cover plates on the upper and process decks (a) LS-DYNA prediction (b) FAHTS prediction Fig. 18 Prediction of steel temperature distributions after 600 seconds of the fire 사율을 입력해줘야 하는데 본 연구에서는 대류계수를 25W/m2K 그리고 방사율은 0.24로 가정하였다(Cengel and Ghajar, 2010; Franssen and Real, 2010). 석 결과를 나타내고, Fig.19은 LS-DYNA와 FAHTS의 해석 결과 를 여러 개의 모니터링 포인트에서 비교를 한 것이다. 그림을 통해 LS-DYNA를 이용하여 열전달 해석을 수행한 결과가 KFX Fig. 17은 열전달 해석을 하기 위한 LS-DYNA와 FAHTS 모 델을 보여 주고 있다. Fig. 18은 PFP가 없을 경우의 열전달 해 의 모든 도메인 결과를 사용하는 FAHTS 결과와 잘 맞는 것을 확인할 수 있다.
302 김정환 이동훈 하연철 김봉주 서정관 백점기 (a) On mezzanine deck (elevation level 3) (b) On upper deck (elevation level 4) Fig. 19 Comparison of steel temperatures between LS-DYNA and FAHTS 다음으로 PFP를 적용하였을 때 구조물의 온도특성의 분석을 위하여 두께가 5mm인 PFP를 Fig. 20와 같이 중간 데크의 주 지지부재에 배치하여 열전달 해석을 수행하였다. FAHTS 프로 그램의 경우는 PFP의 온도에 따른 열전도계수와 두께만을 입력 하여 열전달 해석을 수행하였고 본 연구에서 제시하는 LS-DYNA의 경우는 PFP의 온도에 따른 열전도계수와 두께뿐 만 아니라 비열 값을 고려하였다. 하지만 PFP의 비열의 경우 온도에 따른 값을 찾을 수 없어서 상온일 때의 비열 값을 고려 하였다. Fig. 21은 PFP를 적용하였을 때 열전달 해석 결과인 구 Fig. 20 Topside module applied PFP on main frames in mezzanine deck (a) LS-DYNA prediction 조물의 온도 분포들을 나타내고, Fig. 22은 여러 개의 모니터링 포인트에서의 LS-DYNA와 FAHTS열전달 해석 결과를 비교를 한 것이다. Fig. 22을 통해 PFP를 적용했을 때에도 LS-DYNA와 (b) FAHTS prediction Fig. 21 Prediction of steel temperature distributions with PFP effect after 600 seconds of the fire Fig. 22 Comparison of steel temperatures versus time history between LS-DYNA and FAHTS
해양플랜트 구조물의 화재 사고 시 PFP 효과를 고려한 비선형 구조응답 해석 기법에 대한 연구 303 FAHTS의 결과가 잘 맞는 것을 확인 할 수 있고 PFP를 적용함 에 따라 온도 상승이 지연 되는 것을 확인 할 수 있다. 3.4 비선형 구조응답 해석 화재에 대한 비선형 구조응답 해석을 수행하기 위해서는 온 도에 따른 기계적 물성치 고려해야 한다. 해석에 사용된 강재의 항복응력과 탄성계수는 상온에서 각각 235MPa, 210GPa 이며, 온도에 따른 물성치의 변화는 앞서 2.1.2 장에 소개되어 있다. 화재 시 비선형 구조응답 해석을 위한 적정 하중을 고려하기 위해, 대상 구조물에 존재하는 여러 탱크와 부속 하중물들의 총 무게인 2000kN의 하중을 중간 데크의 중앙부에만 존재한다고 가정하였으며, 본 연구에서는 Fig. 23와 같이 중간 데크의 중간 USFOS Boundary Description LS-DYNA Boundary Description 에 총 2000kN의 균일한 분포하중과 경계조건을 이용한 비선형 구조응답 해석을 수행하였다. Fig. 24은 PFP를 고려 하지 않았을 경우의 처짐을 나타내고, Module, U, U, R, Module U, U, U, R, support UX R Y, R Z=1 X support X R Y, R Z=1 X Y Z Y Z assembly assembly Fig. 25는 PFP를 적용 한 경우의 처침 형상을 나타내고 있다. Fig. 26는 시간에 따른 처짐을 나타내는데 LS-DYNA 와 USFOS 결과가 비교적 잘 일치하는것을 확인할 수 있다. 그리고 PFP Fig. 23 Area of mechanical load application of 2,000 kn on the middle deck and boundary condition applied 를 적용했을 경우 처짐이 현저히 작은 것을 확인 할 수 있는데 이는 PFP를 적용함으로써 구조물의 온도가 증가하는 것을 지연 시켜 그로 인해 구조물의 온도가 PFP를 적용하지 않은 경우보 (U = translational degree of freedom, R = rotational degree of freedom, 1= fixed) 다 낮아 지고 처짐이 작아지는 것을 의미 한다. (a) LS-DYNA prediction (b) USFOS prediction Fig. 24 Deformed shapes of the topside module without PFP after 550s (a) LS-DYNA prediction Fig. 25 Deformed shapes of the topside module with PFP after 600s (b) USFOS prediction
304 김정환 이동훈 하연철 김봉주 서정관 백점기 (a) Without PFP (b) With PFP Fig. 26 Comparison of deflections of the topside module at monitoring points: (a) without PFP and (b) with PFP 4. 결론 PFP의경우현재화재사고에대한해양플랜트구조물의설계시구조물의온도상승과붕괴를지연하기위한하나의방법으로많이사용되고있다. 본논문에서는화재사고시 PFP 효과를고려한구조응답해석기법에대해서연구하였다. 본연구를통해다음의결론을얻을수있다. (1) KFX 프로그램을이용한화재전산유체역학 (CFD) 해석결과를 LS-DYNA 프로그램을이용하여열전달해석과구조응답해석을수행하는기법을개발하였다. LS-DYNA 프로그램은다양한구조응답해석이가능한범용구조응답해석프로그램으로, 기존의사용자들이본연구에서개발된기법을이용하여화재시의구조응답해석을수행할수있을것으로사료된다. (2) 기존의방법은 KFX 프로그램의모든위치에서의해석결과를이용하지만, 인터페이스프로그램을이용한개선된해석기법은최대 1000개의지정된위치에서의해석결과만을이용할수있다. (3) 쉘요소를이용하여열전달해석을수행하는 FAHTS 프로그램의해석결과를빔요소의 USFOS 프로그램에적용시평균값과증분량으로변환하여사용되기때문에그과정에서오차가발생한다. 인터페이스프로그램을이용한 LS-DYNA 에서는변환과정을거치지않고열전달해석결과를이용하여구조응답해석을수행할수있다. (4) PFP의경우열적물성치를입력한열전달해석을수행하여 PFP 효과를구현하였다. FAHTS 프로그램의경우 PFP의온도에따른열전도계수와두께만을입력하여열전달해석이수행되며, 본연구에서제시하는기법은 PFP의온도에따른열전도계수와두께뿐만아니라 PFP의비열값을고려하였다. (5) LS-DYNA 의경우는 2차원쉘요소를사용하기때문에 1차원요소를사용하는기존의방법에비해복잡한형상에대한구조응답해석이가능하다. (6) 본연구에서개발된기법을 FPSO Topside 구조물에적용하였을때기존의 FAHTS/USFOS 를사용한기법과그결과 가잘맞는것을확인할수있었다. 본연구에서개발된방법을이용하여화재사고에대한해양플랜트구조물의안전설계에유용한자료가될것으로사료된다. 후기이논문은부산대학교자유과제학술연구비 (2년) 에의하여연구되었음. References Cengel, Y.A., Ghajar, A.J., 2010. Heat and Mass Transfer: Fundamentals and Applications. 4th Edition in SI units, McGraw-Hill, Columbus. Computational Industry Technologies(ComputIT), 2013. User s Manual for Kameleon FireEx(KFX). Computational Industry Technologies AS, Stavanger. European standard, 2005a. Design of Steel Structures Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings. European standard, 2005b. Design of Steel Structures Part 1-2: General Rules Structural Fire Design. Fire and Blast International Group(FABIG), 1993. Technical Note 1: Fire Resistant Design of Offshore Topside Structures. Fire and Blast International Group, Berkshire. Fire and Blast International Group(FABIG), 2010. Technical Note 11: Fire Loading and Structural Response. Fire and Blast International Group, Berkshire. Franssen, J.M., Real, P.V., 2010. Fire Design of Steel Structures; ECCS Eurocode Design Manuals. Ernst & Sohn, Berlin. Health and Safety Executive(HSE), 2007. Advice on Acceptance Criteria for Damage Passive Fire Protection(PFP) Coatings. HSE Information Sheet, Offshore Information Sheet No. 12, Health and Safety Executive, London.
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