2.1 내부폭발하중 특성

Fig. 1 Internal blast propagation

Fig. 2 Empirical variations graph

내부폭발의 경우, 개구부의 유무에 따라 압력파의 거동이 달라지며, 내부 반사파 및 가스, 압력누출 등이 복합적으로 일어나기 때문에 상대적으로 큰 압력이 발생하게 된다(DOD 2002; DOD 2008). 또한, 밀폐된 공간에서 폭발압력이 작용할 경우, Fig. 1(a)에서 보는 바와 같이 폭발파(blast wave)가 구조물의 내벽에 도달한 이후 반사되어 입사압(incident pressure)과 반사압(reflected pressure)이 부딪히는 형태의 예측할 수 없는 파형이 나타난다. 이러한 파형이 지속해서 작용하게 되면 압력의 지속시간 또한 길게 작용하기 때문에 외부폭발과 달리 구조물에 상당한 피해를 줄 수 있다(Ji et al. 2018). 폭발압력은 폭발중심으로부터 거리가 떨어질수록 폭발파의 충격전단이 작아지며 구조물의 전면과 벽체, 지붕, 후면 벽체에서 받는 하중의 크기도 각각 다르지만, 이상화된 폭발하중을 구조물 전면에 일정하게 받는다고 가정을 하는 것이 공학적 측면에서는 크게 틀리지 않는다고 생각할 수 있다. 특히, 내부폭발은 Fig. 1(a)와 같이 폭발압력이 외부로 방출되지 못하기 때문에 내부에서 압력이 여러 번 발생하게 된다(Kevin et al. 2013). 따라서, 실험적 평가를 통해 외부압력($P_{ext}$)과 구조물이 받는 폭발압력($P_{i nt}$)을 계측하는 것이 현실적으로 어렵다. 하지만, 본 연구에서 수행하고자 하는 구조물 형태는 Fig. 1(b)에서 보는 바와 같이 완전히 밀폐되지 않은 형태로, 좌우가 개방된 구조물일 경우 정확한 내부폭발 현상은 구현되지 않으나 구조물 내･외부의 압력센서를 통해 계측된 입사압과 반사압 데이터를 이용하여 실제 내부에서 발생하는 폭발압력을 예측할 수 있을 것으로 판단된다.

TM5-1300(DOD 2008)는 경험적 폭발압력 데이터(data)와 슬래브의 거동실험에 기반한 이론해석 절차를 제시하고 있으며, 격벽에 작용하는 충격압력 관련 인자를 그래프 형태로 정리하고 있다. 구조물 조건과 폭발물 위치를 결정하면, 실험에 의해 도출된 평균 폭발압력(average peak reflected pressure, $P_{r}$)과 평균 단위 충격량(scaled averaged unit reflected impulse, $i_{r}/W^{1/3}$)을 Fig. 2에 무차원화되어 나타낸 폭발압력 그래프를 통해 구할 수 있다. 이 그래프를 통해 적합한 무차원 변수들에 대한 Log scale에서의 내삽(interpolation)을 통해 등가 TNT 중량에 대한 폭발압력을 근사할 수 있는 압력 추정이 가능하다(DOD 2008; Kim et al. 2014).

2.2 내부폭발하중 시나리오 선정

본 연구에 앞서 선행연구를 통해 RC 및 PSC 구조물, 특히, 원전격납구조물 벽체를 대상으로 외부폭발 및 화재하중 발생 시 폭발저항성능을 민간 최초로 분석한 바 있다(Choi et al. 2016; Choi et al. 2017) 따라서, 본 연구에서는 외부에서의 폭발이 아닌 내부폭발하중에 의한 철근콘크리트(RC) 구조물의 폭발에 따른 거동을 확인하는 것이 목적이다. 내부에서 발생하는 폭발은 밀폐된 공간에서 압력이 바운스 하기 때문에 측정이 매우 어려우며 폭발하중 크기에 따라 거동이 상이하게 된다(Bazant 1984). 따라서 본 연구를 통해 내부폭발거동을 분석하는 동시에 폭약량의 변수를 선정하여 구조물이 폭발 크기에 따라 어떠한 거동을 보이는지 검토하고자 한다. 폭약은 선행연구를 통해 검증된 폭속 3,300 m/s, 구포 145 %인 ANFO 폭약을 선정하였으며, 선행 연구의 외부폭발하중 결과와 UFC 3-340-02(DOD 2008)를 기반으로 하여 ConWEP 프로그램을 통해 센서의 측정범위와 안전성을 고려하여 내부폭발실험이 가능한 예상 폭약량과 예상 압력을 산정하였다. 사전 검토한 폭약량 산정을 통해 $W_{1}$(15.88 kg(35 lbs)), $W_{2}$(20.41 kg(45 lbs)), $W_{3}$(24.95 kg(55 lbs))로 폭약량을 결정하였으며, 폭약량을 점차 늘려 폭약량에 따른 콘크리트 구조물의 거동과 폭발압력의 결과를 확인하고자 한다.

Fig. 3 Specimens geometry (unit: mm)

2.3 내부폭발 시편 제작

RC tubular 구조물의 내부폭발 저항성능을 효과적으로 검토하기 위해서는 폭발압력이 콘크리트에 균일하게 작용하여야 한다. 따라서 본 연구에서 설정한 대상구조물은 실험적 조건과 크기효과를 고려하여 Fig. 3에서 보는 바와 같이 외경 $\phi$2,700 mm, 내경 $\phi$2,000 mm, 벽체 두께 350 mm, 길이 3,600 mm의 RC tubular 구조물로 선정하였으며, 사면이 밀폐된 구조가 아닌 좌우가 개방된 구조로 설계하였다. 구조물의 모든 면이 밀폐되어 있어야 내부 압력을 정확하게 모사할 수 있지만, 그러한 경우 실험의 위험성 및 안전성 문제가 발생할 수 있기 때문에 폭발압력이 좌우로 빠져나갈 수 있도록 유도하기 위해 좌우를 개방하였다. Fig. 3에서 보는 바와 같이 시편에 적용되는 철근은 항복강도 300 MPa, 극한강도 440 MPa을 지니는 D13 철근을 사용하여 100 mm 간격으로 양단 배근하였으며, 피복두께는 50 mm로 제작하였다. 또한, 대상 구조물인 사회기반시설물의 콘크리트 강도와 동일하도록 Table 1과 같이 40 MPa 강도의 콘크리트 배합을 사용하였으며, 워커빌리티의 향상을 위해 고성능 AE 감수제를 사용하였다.

3.1 실험 부지 조건 및 시편 거치

Fig. 4 Supporting frame of concrete specimen

RC tubular 구조물의 내부폭발저항성능을 검토하기 위해 국방과학연구소 다락대시험장(ADD)에서 내부폭발실험을 수행하였다. 이미 수행하였던 외부폭발실험(Choi et al. 2018)과 달리 내부에서 발생하는 폭발압력을 측정하기 위해서는 기존의 방법과 다른 실험 방법을 구축하여야 한다. 시편의 움직임을 최소화하여 거치 및 고정하고, 내부에서 발생하는 폭발의 데이터를 정확하게 측정하기 위해 시편 거치대를 Fig. 4에서 보는 바와 같이 지면으로부터 1,000 mm 깊이에서부터 콘크리트 거치대를 제작하여 현장타설 하였다. 지면과 완전히 밀착된 시편 거치대는 내부폭발하중에 의한 시편의 변형을 최소화할 수 있으며, 콘크리트 시편을 지지구조물 위에 고정시키기 위해 강재 wire cable을 제작하여 Fig. 4(c)에서 보는 바와 같이 콘크리트 시편과 지지구조물이 고정될 수 있도록 하였으며, 100 mm의 슬링바와 체인블록을 이용하여 추가로 고정하였다. 시편 거치 시 시편과 거치대 사이에 10 mm 두께의 고무패드를 삽입하여 일정한 지지조건을 만족시키고, 동시에 콘크리트 시편이 내부에서 작용하는 폭발하중에 의해 거동을 하면서 발생할 수 있는 움직임을 최소화하였다.

Fig. 5 Sensor location of the specimen (unit: mm)

3.2 내부폭발 데이터 계측방법

Fig. 5는 시편에 부착된 센서와 변위계, 가속도, 압력계 및 콘크리트에 부착한 게이지의 위치를 나타낸 그림이다. 각 센서를 고정하기 위한 지그는 시편과 일체 거동이 가능하도록 시편 제작 시 사전에 설치하였다. 대기 중 발생하는 폭발입사압력(free field incident pressure)은 Fig. 5(a)와 Fig. 6에서 보는 바와 같이 시편으로부터 7 m 거리에 각각 설치하여 총 2개의 입사압력을 측정하였으며, 콘크리트 시편에 받아들여지는 반사압력(reflected pressure)은 폭발물로부터 1,000 mm 아래의 콘크리트 시편 내측 면의 중앙부와 중앙부에서 1,000 mm 떨어진 위치에서 총 2개의 반사압력을 측정하였다. 철근 변형률 게이지는 5 mm 크기의 Tokyo Sokki Kenkyujo 사 PL-5-11-5L 스트레인 게이지를 사용하였으며, Fig. 5(b)에서 보는 바와 같이 시편 중심부 하면의 내･외측 철근 인장부에 부착하고, 45° 간격으로 수평과 수직 방향으로 부착하였다. 또한, 시편 중심으로부터 500 mm, 1,000 mm 떨어진 지점에 90° 간격으로 부착하였다. 콘크리트 변형률 게이지는 60 mm 크기의 PL-60-11-5L 스트레인 게이지를 사용하여, 시편 중앙지점 하부, 90° 간격으로 부착하고 시편 중심으로부터 1,000 mm 떨어진 위치에 동일하게 부착하였다. Fig. 7은 내부폭발실험에 사용된 장비들을 나타낸 그림으로 콘크리트 시편의 처짐을 측정하기 위해 시편 중앙 하부, 90° 지점, 시편 중앙으로부터 1,000 mm 떨어진 지점에 unspring 방식의 ±100 mm LVDT를 배치하였다. 충격가속도 및 충격하중을 받는 콘크리트 시편의 거동을 살펴보기 위하여 콘크리트 시편 하부면에 허용범위 50,000 g의 가속도게이지를 부착하였다. Data acquisition으로는 정적 또는 일반적인 동적측정장비에 비해 5~10,000배인 200~500 kHz의 상당히 높은 샘플링 속도로 신호들을 수집할 수 있는 Dewetron 사의 Dewe 1201과 Dewe 2600을 통해 데이터를 확보하였으며, 처짐, 가속도, 압력은 500 kHz, 철근 및 콘크리트 변형률은 200 kHz로 데이터를 수집하였다. 영상장비로는 1초에 5,000 frame으로 촬영이 가능한 초고속 카메라를 설치하였다. 주요 센서(입사압력, 반사압력, 가속도 센서)의 상세 사양을 Table 2에 나타내었다.

3.3 내부폭발실험 수행 절차

폭발물은 폭속 3,300 m/s, 구포 145 %인 ANFO 15.88, 20.41, 24.95 kg(35, 45, 55 lbs)를 RC tubular 시편 중심(내벽으로부터 1,000 mm 떨어진 위치)에 고정해 폭발을 유도하였다. 폭약을 설치할 때 시편의 주요 지점에 고정고리를 설치하여 폭약이 정확한 위치에 설치될 수 있도록 유도하였으며, 폭발물 설치가 끝나면 뇌관을 삽입한 보조 장약을 폭발물에 설치하여 완폭을 유도하였다. 내부에서 폭발하는 압력하중은 풍속, 온도, 습도 등 환경적 조건에 크게 영향을 받으므로 기상 상황을 확인해야 하며, 고열 및 굉음과 함께 터지므로 안전성을 위하여 폭압의 영향이 없는 계측실로 이동하여 실험을 수행하였다.

Fig. 6 Internal blast test setup

Fig. 7 Experiment equipment

4.1 내부폭발압력하중

폭발압력하중을 분석하기 위하여 15.88 kg(35 lbs)를 기폭하였을 경우 발생하는 예상압력하중을 ConWEP 프로그램을 이용하여 Table 3에 나타내었다. ConWEP은 UFC3-340-1를 기초로 한 무기산정 프로그램으로 콘크리트에 가해졌을 것이라 예상되는 내부폭발압력 산정이 가능하고 선행연구를 통해 검증된 바 있다(DOD 2002; Hyde 1992; Choi et al. 2017). Fig. 9(a)는 시편 중심(ANFO 폭약이 설치된 지점)으로부터 7,000 mm 떨어진 곳에 압력계(pressuremeter)를 설치하여 폭약량 15.88 kg(35 lbs)에 대한 폭발입사압력를 측정한 결과와 ConWEP 프로그램으로 도출된 예상압력을 비교한 그래프이다. ConWEP에서 도출된 peak pressure은 0.1702 MPa, 충격량은 0.1718 MPa-msec로 나타났으며, 실제로 free field pressuremeter에서 측정된 peak pressure은 0.1718 MPa 충격량은 0.3601 MPa･msec로 나타났다. 실험을 통해 측정된 대기 중 폭발압력은 ConWEP 예측값과 비교하여 압력하중은 0.94 %, 충격량은 52.29 % 크게 발생하였다.

콘크리트 시편 내부에 작용하는 폭발압력하중을 Fig. 9(b)에서 보는 바와 같이 ConWEP에서 예측된 값과 시편에 부착된 압력 게이지를 통해 비교하였다. ConWEP에서 도출된 peak pressure은 43.09 MPa, 압력게이지를 통해 측정된 peak pressure은 43.60 MPa로 나타나 오차율이 거의 없는 것으로 나타났다. 다만, 실험 결과를 통해 첫 번째 peak와 더불어 두 번째 peak(17.57 MPa)가 생긴 것으로 보아 시편 내부에서 폭발로 인한 압력이 시편 내부에서 여러 번 분산되고 있는 것으로 판단할 수 있다. Table 4에 각 시편의 압력결과와 당시 기상 상황을 정리하였다.

Fig. 9 Internal blast pressure of ANFO 15.88 kg (35 lbs)

4.2 내부폭발하중에 의한 변형률

내부폭발압력하중에 의한 철근의 변형률은 위치별로 측정되었으며, Fig. 10에서 보는 바와 같이 폭발하중의 영향이 가장 많은 각 시편의 중앙 하부(Strain 3, 4)에 매립된 철근 변형률 게이지를 분석하였다. Fig. 11의 변형률 결과를 보는 바와 같이 세 시편 모두 항복거동 범위 내에서 인장거동을 보이며 변형이 일어났음을 확인하였으며, Fig. 11(a)의 longitudinal(수직) 방향 철근 중앙 하부에 위치한 변형률 게이지(Strain 3) 결과를 통해 15.88 kg(35 lbs) 시편은 최대변형률 536.84 $\mu\varepsilon$, 20.41 kg(45 lbs) 시편은 908.24 $\mu\varepsilon$, 24.95 kg(55 lbs) 시편은 1,487.70 $\mu\varepsilon$의 변형이 발생하여 폭발압력하중의 크기가 클수록 시편의 변형이 많이 발생되고 있음을 확인하였다. 또한, 철근의 변형양상이 외부폭발하중 실험(Choi et al. 2017)에서와 달리 내부에서 작용하는 폭발의 경우, 내부에서 작용하는 지속적인 압력으로 인하여 15.88, 20.41 kg(35, 45 lbs) 시편의 경우 +방향(시편 상부 방향)으로 바운스 되는 경향이 발생하였다. 따라서, 내부폭발하중 이후의 철근 변형은 내부폭발하중 발생 전･후를 비교하여 15.88, 20.41, 24.95 kg(35, 45, 55 lbs) 시편이 각각 228.31 $\mu\varepsilon$, 57.24 $\mu\varepsilon$, 641.07 $\mu\varepsilon$ 만큼 영구변형이 발생하여, 원래의 시편 상태로 돌아오는 회복력이 감소함을 확인하였다.

Fig. 11(b)는 hoop(수평) 방향의 철근의 중앙 하부에 위치한 변형률 게이지(Strain 4)의 결과를 나타낸 그래프이다. 15.88 kg(35 lbs)의 시편이 최대 3,134.85 $\mu\varepsilon$의 변형이 발생한 반면, 20.41 kg(45 lbs)는 16,419.32 $\mu\varepsilon$, 24.95 kg(55 lbs)의 시편은 21,897.05 $\mu\varepsilon$까지 변형이 발생되어 잔류변형이 발생한 것을 알 수 있다. Fig. 11(a) 결과가 Fig. 11(b) 결과에 비하여 현저히 작은 변형을 나타내었는데, 이는 Fig. 10에서 보는 바와 같이 수직 방향 철근이 폭발압력하중을 받게 되면 인장거동을 하게 되나, 수평 방향 철근의 구속으로 인하여 변형이 상대적으로 적게 발생 되었다고 판단된다. 반면, 수평 방향 철근은 인장 방향으로 콘크리트로만 계면이 형성되어 있어 계면 사이에 작용하는 공극이나 계면력으로 인하여 폭발에 의한 변형이 수직 방향 철근에 비해 많이 발생하는 것으로 판단된다.

콘크리트 변형률은 Fig. 12에서 보는 바와 같이 15.88 kg (35 lbs)의 내부폭발압력을 받은 시편은 최대 59.75 $\mu\varepsilon$의 변형이 발생하였으며, 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs) 시편은 각각 169.22 $\mu\varepsilon$, 760.17 $\mu\varepsilon$의 변형이 발생하였다. 특히 24.95 kg(55 lbs)의 폭발압력을 받은 시편의 경우 다른 시편에 비해 높은 압력으로 인한 바운스 경향을 보임을 확인하였다. 철근 변형률의 경우 10 msec 이내에서 모두 최대변형이 발생하지만, 콘크리트 변형률의 경우 균열의 발생과 진전양상, 콘크리트 박락 등에 따라 최대변형률 구간 이후에도 변형률 거동 변화가 발생하는 것을 볼 수 있다. 24.95 kg(55 lbs)의 시편은 다른 시편과 비교하여 균열 발생이 크고, 콘크리트가 박락되는 현상도 발생하였다. 따라서, 철근의 최대변형률 구간 10 msec 이후에 50 msec 구간까지 콘크리트의 변형이 발생한 것으로 판단할 수 있다. 변형률 분석은 콘크리트 구조물에 내부폭발하중이 발생할 경우 손상도를 파악하는데 중요한 사항이며, 변형률 결과에 따라 균열양상에도 밀접한 연관 및 영향이 있을 것으로 판단된다. Table 5에 각 시편의 철근과 콘크리트의 변형률 결과를 정리하였다.

Fig. 10 Measured strain gauge locations

Fig. 11 Steel strain results of specimens

Fig. 12 Concrete strain results of specimens

4.3 시편의 외관 손상

폭발하중이 발생한 이후 안전성이 확보되었는지 확인함과 동시에 Fig. 13과 같이 시편의 균열형상을 분석하였다. 콘크리트 tubular 구조물의 모든 부분을 확인하기 위하여 시편을 손상 없이 거치대에서 분리한 후 수직으로 세워 360° 방향으로 균열을 조사하였다. 내부폭발하중을 직접 받은 시편의 내부 면은 순간적인 폭발압력으로 인해 중립축이 상승하고 압축응력이 증가함에 따라 균열이 거의 발생하지 않았으며 박락 현상 또한 발생하지 않았다(Choi et al. 2018). 이는 철제 case로 이루어진 TNT 폭약과 달리 ANFO 폭약의 특성상 파편이 발생하지 않고 순수하게 폭약에 의한 압력하중만이 작용하였음을 확인할 수 있다. 반면, 시편의 외부 면은 내부 면과 달리 균열이 상당히 많이 발생됨을 확인할 수 있었다. 시편 하부 면을 살펴보면 방사형 균열이 발생하였으며, 모든 면에서 균열이 고르게 분포되고 있었다. 또한, 폭약이 설치된 시편 중앙에서 가장 많은 균열이 발생하였고 폭약 위치로부터 멀어질수록 균열진전이 줄어든 것으로 볼 때 ANFO 폭약이 시편의 중심에 정확하게 설치되어 폭발압력이 중심으로부터 고르게 분포되었음을 알 수 있다. 균열 분포는 시편의 길이 방향을 따라 균열이 진행되었으며, 폭발량이 15.88 kg(35 lbs) 부터 24.95 kg(55 lbs)까지 커질수록 균열 발생 역시 많아지는 것을 확인할 수 있었다. 이 같은 균열분포 양상은 변형률 결과와도 일치하는 것으로, 폭발압력에 의해 발생한 변형으로 콘크리트 역시 동일한 압력에 의한 손상을 받은 것으로 볼 수 있다.

Fig. 13 Crack patterns

4.4 폭발하중에 의한 콘크리트의 처짐

내부폭발하중에 의한 RC tubular 시편의 처짐을 분석하고자 시편 중앙부 하단(LVDT 1), 중앙부 옆면(90° 방향)(LVDT 3), 중앙으로부터 1,000 mm 떨어진 지점(LVDT 2)의 최대 처짐량 및 구조물의 거동을 측정하였다. Table 6은 폭약량 크기에 따른 시편의 최대 처짐과 잔류 처짐량 결과를 나타내었으며, Fig. 14는 폭약량 크기에 따른 최대 처짐을 그래프로 나타내었다. 폭약량 15.88 kg(35 lbs)의 압력하중을 받은 시편의 경우, 최대 처짐은 6.57 mm, 잔류변위는 2.87 mm로 나타났으며, 20.41 kg(45 lbs)와 24.95 kg(55 lbs)의 압력하중을 받은 시편의 최대 처짐은 각각 14.87 mm, 16.25 mm, 잔류변위는 각각 7.02 mm, 8.44 mm로 나타났다. 15.88 kg(35 lbs) 시편을 기준으로 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs) 시편을 비교해보면 최대 처짐은 각각 126.33 %, 147.34 % 높게 나타났다. 또한, 24.95 kg(55 lbs)의 시편이 20.41 kg(45 lbs) 시편에 비해 9.28 % 정도만 높은 처짐이 발생하여 약 1.38 mm의 차이만 발생하였다. 이와 같은 결과는 Fig. 11의 변형률 결과에서 볼 수 있듯이 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs)의 폭발압력을 받은 시편의 변형률은 큰 차이를 나타내지 않았으나, 15.88 kg(35 lbs)의 시편과 비교하면 약 5.24배 높은 변형률 크기가 발생한 것을 확인할 수 있었다. 이러한 결과를 통해 시편의 거동이 변형률과 처짐이 유사한 결과를 나타내는 것으로 판단할 수 있다.

Fig. 15 Time-deflection curves of LVDT 2 (1,000 mm) and LVDT 3 (side 90°)

또한, 내부폭발하중이 작용하였을 때 시편 위치에 따른 거동을 분석해 보고자 폭발하중을 받은 각 시편의 LVDT 위치별 처짐 분포를 분석하였으며, 대표적으로 20.41 kg(45 lbs)의 폭발하중을 받은 시편의 위치별 처짐 그래프를 Fig. 14(b)에 나타내었다. 시편의 중앙부, 즉, ANFO 폭약이 위치한 지점의 하부의 처짐은 14.87 mm로 가장 높게 나타났으며, 중앙 하부로부터 90° 측면의 처짐은 7.39 mm, 중앙으로부터 1,000 mm 떨어진 지점은 8.13 mm로 나타났다. 이는 폭발압력하중이 위치에 따라 정확히 분포되기는 하지만 중력의 영향으로 인하여 자중 작용 방향으로 더 강한 압력하중이 작용하였기 때문에 측면(90°)으로 발생하는 압력이 다소 적게 발생하는 경향이 있다고 판단할 수 있다(Lee et al. 2015). 하지만, Fig. 15(c)를 보면 24.95 kg(55 lbs) 시편의 경우는 앞서 분석한 바와 달리 측면의 변위가 더 많이 발생한 것을 볼 수 있다. 이는 폭약설치가 수작업으로 진행되기 때문에 정중앙에 폭약이 설치되지만, 약간의 오차가 발생할 수 있었을 것으로 판단된다. 또한, 당시 바람의 영향이나 온도, 습도의 영향도 고려대상에 포함된다. 실제로 24.95 kg(55 lbs)의 실험 당시 기상 상황은 –6 °C로 영상 기온에서 실시된 다른 시편과 환경조건이 다르다. 따라서, Fig. 15(c)의 경우는 모든 상황을 동일하게 설정한 후 실험을 진행하여야 하지만 불가항력적인 사항으로 인해 발생할 수 있는 오차라 사료된다. 추가로, 만약 시편을 수직 방향으로 세워서 실험한다면 보다 정확한 결과를 도출할 수 있지만, 시편 고정문제 등 환경적인 제약사항으로 인하여 길이 방향으로 실험하였기 때문에 본 실험결과와 향후 분석될 수 있는 폭발하중과 같은 데이터를 분석하는 데 있어 중력과 자중의 영향은 고려되어야 할 사항으로 판단된다.

Fig. 14 Time-deflection curves of specimen

4.5 폭발하중에 의한 가속도

내부폭발하중을 받는 콘크리트 tubular 구조물의 거동은 가속도 게이지를 통해 측정되었으며, 충격에 의한 가속도도 동시에 측정되었다. 구조물의 진동은 가속도 센서를 통해 측정된 결과에 의해 내부폭발하중이 발생되는 콘크리트 구조물의 떨림 발생 정도에 따라 분석하는 진동가속도의 개념과 비슷하다. 구해진 LVDT를 통해 콘크리트 구조물의 거동 분석이 불가능한 경우 가속도를 통해 측정된 결과를 분석할 수 있으며, 변형률 속도효과에 따른 강도증가계수(dynamic increasing factor, DIF) 등을 구할 수 있다. Table 7과 Fig. 16을 통해 ANFO 15.88 kg(35 lbs)의 내부폭발하중이 가해질 때 최대 가속도는 9,263.93 g, 20.41 kg(45 lbs) 시편의 경우 15,779.31 g, 24.95 kg(55 lbs) 시편은 20,290.04 g의 가속도가 발생하여, 15.88 kg(35 lbs) 시편을 기준으로 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs) 시편은 각각 70.33 %, 119.02 % 많은 충격가속도량을 보였다. 시편의 가속도는 폭발에 대한 반응시간에 따라 대체로 유사하게 발생하였으며, 15.88 kg(35 lbs)의 시편을 제외하고 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs)의 시편은 첫 번째 peak가 발생한 이후 두 번째 peak의 가속도가 발생하였다. 특히, 24.95 kg(55 lbs)시편의 경우, 가속도가 0으로 수렴하는 시간이 약 250 msec로 내부폭발하중에 의한 폭발압력이 크게 전달되어 시편의 내벽을 통해 강한 진동 및 충격이 발생하는 것으로 판단할 수 있다. 폭약량에 따른 내부폭발하중이 발생할 때 앞서 분석된 변형률, 처짐, 그리고 가속도 결과 모두 15.88 kg(35 lbs)의 압력보다 20.41, 24.95 kg(45, 55 lbs)의 압력하중을 받은 시편의 손상도 결과가 크게 도출된 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 16 Acceleration results