1. 서 론

화약이 건물 외부에서 폭발하는 경우, 폭압에 의하여 건물 벽체에 미치는 압력, 충격량 및 그로 인한 건물의 변형, 파괴 거동 관련 전산모사는 많은 실험데이터, 경험식 등을 활용하여 신뢰성 있는 결과가 도출되어왔다^{(Xu et al. 2006; Ngo et al. 2007; Zhou et al. 2008; Wu et al. 2009; Li and Hao 2014; Mao et al. 2014, 2015; Zhang et al. 2015; Li et al. 2017)}. 반면, 화약이 건물 내부에서 폭발하는 경우, 건물 벽체의 파괴거동을 정밀 예측하는 전산모사는 아직 신뢰성 있는 연구 결과가 미흡하다. 이는 화약의 외부 폭발 전산모사 때와는 달리, 내부 폭발 시에는 매우 복잡하고 다양한 폭압전파 및 에너지 생성, 유지 현상을 고려해야하기 때문이다.

내부에서 화약이 폭발할 경우, 폭발 원점을 중심으로 구면파로 전파된 압력파는 건물의 벽을 만나 반사됨으로 인하여 뒤따라오던 압력파와 중첩되어 복잡한 파형으로 전파된다.

화약의 내부폭발 전산해석 분야와 관련하여 최근 진행된 연구를 보면, 대부분 폭발한 방에서의 압력파 및 충격량 거동에 한정되어졌으며, 벽체의 손상 및 손상된 벽체를 통하여 전파되는 압력 및 비산되는 파편에 의한 인접한 방의 손상을 모사하는 전산해석 연구는 미흡한 실정이다. 관련 연구는 대부분 금속 벽체로 이루어진 소형 챔버나 방을 대상으로, 벽체가 변형이 안 되도록 화약량을 조절한 실험을 통하여 압력 데이터를 획득하고, 이를 잘 모사하는 전산모델을 구축하는 연구이다^{(Togashi et al. 2010; Edri et al. 2012; Cao 2014; Schwer 2016)}.

그러나 소형 챔버나 방이 아닌 어느 정도 규모가 되는 콘크리트 구조물에 대하여 내부폭발부터 벽체 손상까지의 전 과정에 대해 신뢰성 있는 전산모사를 할 수 있는 전산모델은 아직까지 정립되어 있지 않다. 이는 내부폭발 현상, 폭압/벽체 상호작용 현상, 벽체 변형파괴현상 등을 잘 모사할 수 있는 전산모델 구축에 관한 연구가 미흡하기 때문이다. 또한, 구축된 전산모델을 검증하기 위해서는 잘 설계된 실험기법을 통하여 정밀 실험데이터가 확보되어야 하나, 이러한 정밀실험은 큰 비용과 노력이 수반되어야 하므로 확보가 어렵기 때문이다.

본 연구에서는 신뢰성 있는 전산모델 구축을 위하여 먼저 벽체의 손상을 고려한 철근콘크리트 방 내부폭발 실험을 수행하여 전산모델 구축에 활용될 데이터를 획득하였다. 이를 위해서 한국형 아파트를 축소 모사한 철근 콘크리트 방을 건축하고, 방 중앙에 TNT 2 kg을 설치, 폭발시킨 후, 벽체 특정한 위치에서의 압력 및 그로 인한 벽체의 변위를 계측하였다.

외부 폭발과 달리 내부 폭발의 경우, 한정된 내부 공간으로 인하여 내부의 온도는 빠르게 내려가지 않게 되고, 이러한 환경하에서 화약은 폭발에 의한 폭발에너지 외에 반응물들이 내부 공간에 남아있는 산소와 반응하여 연소에너지를 발생시키는데 이를 후연소에너지라 한다.

본 연구에서는 내부 폭발 상황에서 생성되는 후연소에너지, 폭압 전파 및 구조물과의 상호작용을 모사하는 수치해석기법, 방의 손상 정도를 모사하는 콘크리트 및 철근의 물성모델 등을 고려하여 전산모델을 구축하였다.

구축된 전산모델을 사용하여, 인접한 두 콘크리트 방의 한 쪽에서 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg이 각각 폭발할 경우, 기폭방 및 인접한 방의 손상 특성을 분석하였다.

2. 콘크리트 방 내부폭발 실험

전산모델 구축 및 검증을 위하여 전문가의 자문을 참고하여 철근콘크리트 방을 건축하고 내부 폭발실험을 수행하였다. 방의 내부 용적은 8 m$^{3}$(width×depth×height: 2 m×2 m×2 m)이고 문 및 창문의 면적은 각각 0.9 m$^{2}$ 및 0.3 m$^{2}$이다. Fig. 1은 방의 형상이며 Table 1은 방의 상세 규격이다.

실험을 위한 화약으로 구형 형상의 TNT 2 kg을 선정하였고, 화약은 방 중앙에 위치하도록 거치하였다. Fig. 2는 거치된 화약을 나타낸다.

각 실험에서 벽체 특정 부위에서의 압력 및 변위를 계측하였다. 반사압 센서는 Fig. 3과 같이 문을 기준으로 방 내부 뒷면 중앙 부분(❶ 내부), 천장면 중앙 부분(❷ 내부), 우측면 중앙 부분(❸ 내부), 우측면 하단 코너 부분(❹ 내부) 총 4곳에 설치하였다. 본 실험에서는 Kulite사의 PR형 센서인 HEM- 375 모델을 적용하였다. Fig. 4는 우측면 중앙 부분(❸ 내부) 및 우측면 하단 코너 부분(❹ 내부) 위치에서의 센서 설치 형상을 나타낸다.

변위 센서는 Fig. 5와 같이 문을 기준으로 방 외부 뒷면 중앙 부분, 천장면 중앙 부분, 우측면 중앙 부분, 총 3곳에 설치하였다.

Fig. 6은 실험현상을 나타내며, Fig. 7 및 Fig. 8은 각각 계측 위치에서의 시간에 따른 압력 및 변위를 나타낸다.

Fig. 1 Room shape

Fig. 2 Shape of the mounted explosive

Fig. 3 Reflection pressure sensor locations

Fig. 4 Reflective pressure sensor installation shape

Fig. 5 Displacement sensor positions

Fig. 6 Internal explosion

Fig. 7 Pressure measurement data

Fig. 8 Displacement measurement data

3. 전산모델 구축

본 연구에서는 LS-DYNATM 소프트웨어를 사용하여 전산모델을 구축하였다. 전산모델 구축 과정에서 화약의 폭발거동은 Eulerian 기법을 적용하였고, 방의 구성요소인 콘크리트와 철근 거동은 Lagrangian 기법을 적용하였으며^{(Donea et al. 1982)}, 화약의 폭발가스와 콘크리트 벽의 상호작용은 FSI (fluid-structure interaction) 기법을 적용하였다. 해석의 정확성을 높이기 위해, 다음의 사항들을 고려하여 전산모델을 구축하였다.

첫째, Eulerian 격자 크기가 큰 모델을 사용해서 폭발해석을 수행할 경우, 압력 전파 모사 과정에서 격자 내 폭발가스와 공기가 공존하는 격자로 인하여 선단 폭압이 실제보다 작게 계산된다. 이를 보완하기 위해 폭압이 벽체에 전파되기 직전까지의 폭압전파 거동을 작은 크기의 격자를 사용하여 1D로 모사한 후, 이 결과를 3D 격자모델로 매핑하였다.

둘째, 화약량에 따른 방의 손상 정도를 정밀모사하기 위해서 콘크리트 벽체의 변위 및 손상 정도가 실험데이터에 근접하도록 콘크리트 및 철근의 물성모델 및 관련 파라미터를 결정하였다^{(Luccioni et al. 2013)}.

셋째, 서론에서 언급한 바와 같이 후연소에너지 영향을 전산모사하기 위해, 본 연구에서는 LS-DYNATM에서 제공하는 후연소에너지 기법을 분석하여 최적 기법 및 관련 파라미터들을 도출, 해석에 사용하였다.

그밖에 전산모사의 정밀도 향상을 위해, LS-DYNATM의 FSI 파라미터 중, 압력 전달, leakage 제어 등과 관련된 수치 파라미터들을 실험데이터와의 비교를 통하여 결정하였다. 특히 leakage 제어를 위해서 LS-DYNATM 내 CONSTRAINED_LAGRANGIAN_IN_SOLID 키워드 파라미터 중 nquad, pfac, frcmin, ileak, pleak의 상수값을 실험데이터와의 비교를 통하여 결정하였다.

3.1 1D 해석결과의 3D 매핑

1D 폭발해석 결과를 3D Eulerian 격자에 매핑하기 전에 1D 요소 크기 민감도 분석을 통하여 요소 크기를 결정하였다. 이를 위하여 1D 모델을 사용하여 2 kg의 TNT가 개활지에서 폭발 후, 폭발파가 기폭위치로부터 1 m 및 1.5 m 거리에 도달하였을 때의 압력을 격자 크기별로 전산모사하였고, 이를 이 분야에서 신뢰성이 담보된 경험식인 CONWEP 결과와 비교하였다.

Table 2는 격자 크기에 따라 피크 압력에 대한 CONWEP 결과와 1D 결과의 오차를 정리한 것이다. 격자 크기가 20 mm에서 5 mm로 작아질수록 CONWEP 결과에 수렴했으며, 이를 통하여 5 mm 격자를 1D 해석 시 사용할 격자로 선정하였다.

1D 유체모델의 해석결과를 3D 유체모델로 매핑하기 위해서 LS-DYNATM 내 매핑 방법을 평가, 사용하였다.

LS-DYNATM가 제공하는 매핑 방법은 Boundary_ALE_mapping, Initial_ALE_mapping이 있다. Boundary_ALE_mapping은 1D 해석에서 사용자가 특정하게 정의한 영역 안의 해석결과를 3D 유체모델에 매핑하는 것이고, Initial_ALE_mapping은 특정 시간에서의 모든 데이터를 3D 유체모델 영역에 매핑한다.

본 연구에서는 두 방법 모두 평가를 한 후, Initial_ALE_ mapping을 사용하였다.

1D 폭발해석 결과를 3D Eulerian 격자에 매핑하는 과정에서 압력분포가 잘 매핑되었는지 확인하였다. Fig. 9와 같이 3D 유체모델 공간 내에 1D 유체모델과 같은 조건을 반영하기 위해서, 폭발지점으로부터 수평 방향과 사선 45도 방향으로 200~ 1,000 mm 사이에 일정한 간격으로 떨어진 12개 위치에서 압력 결과를 획득하였다. 이렇게 출력된 압력 결과를 1D 유체모델 결과와 비교하여 매핑 방법의 신뢰성을 검토하였다.

Fig. 10은 1D 모델 결과와 폭발지점으로부터 수평 방향과 사선 45도 방향의 3D 모델 결과를 비교한 것이다. 거리별 압력분포가 45도 방향은 일치하였고 수평 방향은 첨두 압력이 1D 결과에 비해서 9.3 % 낮아짐에 따라 945 mm 부근에서 오차가 발생하였지만, 전체적으로 매핑을 적용한 0.4 msec 시간에서 1D 유체모델의 해석결과가 정상적으로 3D 유체모델 초기조건으로 적용되어 폭발해석이 진행되는 것을 확인하였다.

Table 2 Pressure comparison

Analysis model	Mesh size (mm)	Distance (m)	Peak pressure (MPa)	Blast result error (%)
CONWEP	-	1.0	1.522	-
		1.5	0.630	-
1D model	20	1.0	1.234	23.34
		1.5	0.553	13.92
	10	1.0	1.454	4.68
		1.5	0.591	6.60
	5	1.0	1.545	1.49
		1.5	0.625	0.80

Fig. 9 Mapping reliability review model

Fig. 10 Mapping reliability review analysis result (pressure comparison)

3.2 철근콘크리트 방 구조모델 및 물성모델 구축

해석에 사용된 방 구조모델은 실험 사양과 같은 철근콘크리트 방으로서, 내부에는 철근이 피복 두께 40 mm, 150 mm 간격의 이중 배근 형태로 콘크리트 벽체 안에 삽입되어있다. Fig. 11과 Fig. 12는 각각 방의 형상과 내부 철근의 형상을 나타낸다.

Fig. 11 Reinforced concrete room shape

Fig. 12 Rebar shape

방을 구성하는 콘크리트와 철근 중, 콘크리트는 3D 요소로, 철근은 1D 요소로 모델링하였다. 모델링 결과, 3D 요소는 11만 5,080개, 1D 요소는 3만 2,152개, 총 14만 7,232개로 요소모델링이 되었다. Fig. 13은 철근콘크리트 방의 요소모델을 나타낸다.

바닥 4개 지점의 절점들을 이용하여 실험조건처럼 구조물을 지지할 수 있게 Fig. 14와 같이 6자유도 고정 구속조건을 적용하였다.

실험 및 해석에 사용된 콘크리트는 압축강도가 31 MPa이다. 콘크리트 해석에 사용된 재료모델은 LS-DYNATM 물성모델 라이브러리에 있는 MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3 모델이다^{(Schwer and Malvar 2005; Kong et al. 2017)}. 본 재료모델은 변형률, 변형률속도 및 손상을 고려할 수 있는 모델이다.

실험 및 해석에 사용된 철근은 KS D 3504 - D10으로서 직경은 9.53 mm이고 항복강도는 400 MPa이다. 철근 해석에 사용된 재료모델은 LS-DYNATM 물성모델 라이브러리에 있는 MAT_Piecewise_Linear_Plasticity 모델이다.

Fig. 13 Element model of the reinforced concrete room

Fig. 14 Boundary condition of the reinforced concrete room

3.3 후연소 모사 모델 구축

TNT 경우, 폭발 후 주변 온도가 900 K 이상을 유지할 경우, 생성된 가스가 산소와의 반응을 통하여 후연소에너지가 생성된다. 이 현상을 모사하기 위해서 해석 시, 식 1과 같이 JWL 상태방정식에 후연소에너지 항을 첨가한 상태방정식을 사용하였다. 해석에 사용된 JWL 상수는 Table 3과 같다.

TNT의 후연소에너지 값, Q는 폭발로 인해 생성된 반응물질이 산화되어 방출되는 이론적 에너지값(10.01 MJ/kg)을 사용하였다^{(Schwer 2016)}.

(1)

$\text { EOS_JWL_AFTERBURN } \\ p = A\left(1-\dfrac{\omega}{R_{1}V}\right)e^{-R_{1}V}+ B\left(1-\dfrac{\omega}{R_{2}V}\right)e^{-R_{2}V}+\dfrac{\omega(E+Q)}{V}$

$Q\;:\;the\;addtion\;of\;afterburn$

해석 과정에서 후연소 시작 시간과 종료 시간을 결정해야 한다. 방 내부에서 후연소가 일어나기 위해서는 앞서 언급한 바와 같이 TNT 경우, 내부 온도가 900 K 이상을 유지해야 한다. 따라서 본 연구에서는 후연소 시작 시간은 내부 온도가 900 K에 도달한 시간으로 결정하였고, 종료 시간은 내부 온도가 900 K 이상을 유지하다가 이 이하로 떨어지는 시간으로 결정하였다.

Table 3 JWL parameter of TNT

Parameter	Value	Units
Density	1.63	g/cm$^{3}$
Detonation velocity	6.93	km/s
C-J pressure	21	GPa
A	371	GPa
B	3.23	GPa
R1	4.15	-
R2	0.95	-
$\omega$	0.3	-

LS-DYNATM 해석코드는 해석 결과에서 온도를 산출해주지 않는다. 반면, 시간에 따른 내부에너지를 산출해주기 때문에 내부 온도가 900 K일 때의 시간을 결정하기 위해서 이상기체 상태방정식 식 (2)의 내부에너지와 온도와의 관계를 활용해서 후연소 시작 및 종료시간을 결정하였다. TNT 2 kg이 폭발 시, 내부 온도가 900 K일 때의 내부에너지는 1.501E+09 J로 계산되었다.

(2)

$E = T\times C_{V}$

Fig. 15는 계산된 내부에너지를 통하여 결정된 후연소 시작 및 종료 시간을 나타낸 것으로서, 후연소 시작 및 종료 시간은 각각 1.15 msec 및 9.36 msec으로 결정되었다.

Fig. 15 Afterburn start time and end time

4. 전산모델 검증

전산모델 검증을 위해서 3장에서 수행한 TNT 2 kg 내부폭발실험을 전산모사하여 실험값과 비교하였다. 이때, 후연소에너지를 고려하지 않은 경우와 고려한 경우를 각각 계산하여 후연소에너지의 영향도 같이 분석하였다. Fig. 16은 전산모사를 위한 초기 형상이다.

Fig. 17과 Fig. 18은 각각 방의 문을 기준으로 우측벽 중앙과 우측벽 코너에서 시간에 따른 압력 및 충격량 변화에 대해서 두 계산 결과를 실험 결과와 비교한 것이고, Table 4와 Table 5는 각각 피크 압력과 충격량 값을 비교한 것이다.

Fig. 16 Initial geometry

Fig. 17 Pressure comparison over time

Fig. 18 Impulse comparison over time

후연소 적용 시, 시간에 따른 압력 변화를 분석하면 폭발파가 벽체 반사로 인해서 발생하는 첫 번째 첨두압력의 경우, 후연소를 적용하지 않았을 때와 같은 값으로 계산되었으나, 두 번째 첨두압력 이후부터는 후연소를 적용한 결과가 적용하지 않은 결과보다 큰 반사압력이 계산되는 것을 확인하였고, 이러한 이유로 인하여 구조물의 변형에 작용하는 충격량도 후연소를 적용한 결과가 더 크게 계산되었다.

실험데이터와 비교에서도 후연소를 적용한 결과가 적용하지 않은 결과에 비해서 오차가 더 작았다. 후연소를 적용한 결과와 실험 결과를 정량적으로 비교하면, 우측벽 중앙 경우, 압력은 첫 번째, 두 번째 및 세 번째 첨두압력의 실험과의 오차가 각각 -11.9 %, 15.5 %, -25.3 %로 산출되었고, 충격량은 -14.1 %로 산출되었다. 우측벽 코너 경우, 첫 번째, 두 번째 및 세 번째 첨두압력의 실험과의 오차는 각각 4.2 %, -7.9 %, 28.2 %로 산출되었고, 충격량은 -9.2 %로 산출되었다.

Fig. 19는 두 계산 및 실험의 폭발 후 구조물의 손상 형상을 비교한 것이고. Fig. 20은 방의 문을 기준으로 천장 중앙과 우측벽 중앙에서 시간에 따른 변위 변화에 대해서 두 계산 결과를 실험 결과와 비교한 것이며, Table 6은 최대 변위와 최종 변위를 비교한 것이다.

후연소 적용 여부에 따른 변위를 비교하면 천정 중앙의 경우, 후연소 적용 경우가 최대 변위 및 최종 변위 각각 실험값과 -17.3 % 및 9.1 %의 오차를 보여 실험값에 더 근접하였다. 우측벽 중앙의 경우 또한 후연소 적용 경우가 최대 변위 및 최종 변위 각각 실험값과 -1.0 % 및 22.5 %의 오차를 보여 실험값에 더 근접하였다.

Fig. 19 Deformation comparison

Fig. 20 Comparison of displacement over time

5. 두 인접 콘크리트 방 내부폭발 전산해석

구축된 수치해석모델을 사용하여, 인접한 두 콘크리트 방의 한 쪽 방 중앙에서 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg이 각각 폭발할 경우, 기폭방 및 인접한 방의 변형, 파괴 거동을 전산해석하였다.

5.1 구조모델

해석에 사용된 인접한 두 콘크리트 방은 2 장에서 언급한 콘크리트 방을 두 개 연결한 형태이다. Fig. 21은 인접한 두 방의 형상이며, Fig. 22는 전산모사를 위해서 요소화 한 요소모델이다.

바닥 6개 지점의 절점들을 이용하여 구조물을 지지할 수 있게 Fig. 23과 같이 6자유도 고정 구속조건을 적용하였다.

Fig. 24는 화약의 폭발위치 및 결과 출력 위치를 나타낸다. 그림에서 보는 바와 같이 두 방의 공유 벽체 속도 및 기폭방 문을 기준으로 우측벽 중앙 및 코너 위치에서의 압력을 출력하였다.

내부폭발로 인하여 발생하는 콘크리트 벽체 및 철근의 파손을 모사하기 위해서 콘크리트 요소는 주변형률이 0.2에 도달할 때, 철근 요소는 소성변형률이 0.05에 도달할 때 각각 요소를 탈락시켰다.

Fig. 21 Two concrete rooms shape

Fig. 22 Element model of the two concrete rooms

Fig. 23 Boundary condition of the two concrete rooms

Fig. 24 Position of explosion and pressure output

5.2 전산해석 결과분석

구축된 전산모델을 활용하고 후연소를 고려하여 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg에 대한 내부폭발해석을 수행하였다.

Fig. 25 및 Fig. 26은 폭발해석 결과 중, 기폭방의 문을 기준으로 우측벽 중앙과 우측벽 코너에서 각각의 TNT 질량에 대해서 시간에 따른 압력 및 충격량 변화를 비교한 것이다. Fig. 25에서 보듯이 우측벽 중앙 및 코너에서 첫 번째 피크 압력 대비 나머지 피크 압력은 TNT 8 kg에서 각각 41.3 % 및 19.9 % 이하이고, TNT 11 kg에서는 33.7 % 및 17.5 % 이하, TNT 14 kg에서는 28.3 % 및 16.1 % 이하이다. 그러나 첨두압력들의 유지시간을 비교하면, 첫 번째 첨두압력의 유지시간에 비해서 나머지 첨두압력들의 유지시간이 상대적으로 길다. 따라서 측벽 중앙 및 코너에서 TNT 8 kg 경우, 두 번째 이후의 첨두압력들로 인한 충격량의 합은 첫 번째 첨두압력에 의한 충격량의 5.63배 및 1.60배가 되고, TNT 11 kg에서는 7.32배 및 1.38배, TNT 14 kg에서는 3.02배 및 0.87배가 됨에 따라 구조물 손상에 기여함을 알 수 있다.

Fig. 27에서 Fig. 29는 각각 우측벽 중앙 및 코너에서 화약 질량에 따른 피크 압력 및 충격량을 비교한 것이다.

Fig. 27과 Fig. 28에서 보듯이 우측벽 중앙이나 코너 모두 첫 번째 첨두압력은 TNT 질량에 따라 선형적으로 증가하나, 나머지 첨두압력은 증가세가 둔화됨을 알 수 있다. 그러나 Fig. 29에서 보듯이 각 계측 지점에서 충격량는 TNT 11 kg까지 증가한다. 이는 앞서 설명한 바와 같이 두 번째 이후의 첨두압력의 지속시간 증가에 따른 충격량 증가로 인한 결과이다.

TNT 14 kg에서 압력은 11 kg 경우보다 크나 충격량이 감소되는 것은 벽체의 파괴로 인한 압력 유지시간의 감소로 해석되었다.

Fig. 30은 TNT 질량에 따른 폭발 후 구조물의 손상 형상을 비교한 것이다.

Fig. 30과 같이 벽체 간의 연결부가 먼저 파단됨으로써 벽체가 원 형태를 유지한 상태로 파괴되었다. 이는 철근의 연결부가 먼저 파단되어 발생하는 영향으로 콘크리크 벽체가 잘게 부서지지 않고 원 형태를 유지한 상태로 파괴된 것으로 해석되었다.

기폭방이 모두 파괴된 것과는 달리 인접방은 기폭방과 연결된 벽의 연결부 쪽 벽 일부가 파괴된 반면, 기폭방에서 떨어져 있는 인접방 벽체는 기폭방과 같은 파괴가 일어나지 않았다. 이는 대기와 접한 기폭방 벽체와 기폭방/ 인접방 공유 벽체의 파괴가 거의 동시에 발생함에 따라 대부분의 압력파가 대기로 빠져나가기 때문인 것으로 해석되었다.

Fig. 31은 기폭방 벽체 중 인접방과 공유하고 있는 벽체가 원 형태를 유치한 형태로 파괴되어 인접방 쪽으로 날아갈 때 시간에 따른 속도 변화를 나타낸다.

Fig. 31에서 보듯이 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg에 대해서 공유벽체에서 분리된 벽체는 최종 속도가 각각 15.2 m/s, 22.1 m/s, 26.5 m/s가 된다. 따라서 상당한 운동에너지로 마주보는 벽체에 부딪히게 된다.

Fig. 25 Comparison of pressure over time

Fig. 26 Comparison of impulse over time

Fig. 27 Comparison of peak pressure over mass of TNT (right center position)

Fig. 28 Comparison of peak pressure over mass of TNT (right corner position)

Fig. 29 Comparison of impulse over mass of TNT

Fig. 30 Comparison of wall damage over mass of TNT

Fig. 31 Comparison of wall velocity over mass of TNT

6. 결 론

본 연구에서는 화약의 내부폭발에 의한 두 인접 콘크리트 방의 손상 현상을 전산모사를 통하여 분석하였다. 수행된 연구 및 도출된 결과는 다음과 같다.

내부폭발 전산모사를 위한 전산모델을 검증하고 보완하기 위하여 벽체의 손상을 고려한 철근콘크리트 방 내부폭발 실험을 수행하여 데이터를 획득하였다. 이를 위해서 한국형 아파트 벽체 중에서 철근콘크리트 구조 및 물성, 창문/문 비율 및 벽체 연결 구조를 선정하여 철근 콘크리트 방을 건축하고, 방 중앙에 TNT 2 kg을 설치, 폭발시킨 후, 벽체 특정한 위치에서의 압력 및 벽체의 변위를 계측하였다.

내부 폭발 상황에서 생성되는 후연소에너지, 폭압 전파 및 구조물과의 상호작용을 모사하는 수치해석기법, 방의 손상 정도를 모사하는 콘크리트 및 철근의 물성모델 등을 고려하여 전산모델을 구축하였다.

이 과정에서 후연소 모사 모델에 필요한 후연소 에너지, 후연소 시작 시간 및 종료 시간을 결정하는 프로세스를 구축하였고, 시험데이터에 근접하도록 구조모델, 물성모델 및 관련 데이터를 결정하였으며, 정밀 폭압 전파를 위하여 매핑기술을 구축하였다.

구축된 수치해석모델을 사용하여, 인접한 두 콘크리트 방의 한 쪽에서 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg이 각각 폭발할 경우, 기폭방 및 인접한 방의 손상 특성을 분석하여 다음과 같은 결과를 도출하였다.

기폭방에서 벽체에 가해지는 첫 번째 피크 압력 대비 나머지 첨두압력은 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg 각각에 대하여 41.3 %, 33.7 % 및 28.3 % 이하로 작게 나타났다. 그러나 첨두압력들의 유지 시간을 비교하면, 첫 번째 첨두압력의 유지시간에 비해서 나머지 첨두압력들의 유지시간이 상대적으로 길게 계산되었으며, 이는 후연소 영향으로 판단된다. 따라서 기폭방 측벽 중앙 및 코너에서 TNT 8 kg 경우, 두 번째 이후의 첨두압력들로 인한 충격량의 합은 첫 번째 첨두압력에 의한 충격량의 5.37배 및 1.57배가 되고, TNT 11 kg에서는 7.36배 및 1.38배, TNT 14 kg에서는 3.10배 및 0.89배로 계산되었고, 이 값들이 방 손상에 관여하였다.

벽체 손상 패턴은 기폭방에서 벽체 간의 연결부가 먼저 파단됨으로써 벽체가 원 형태를 유지한 상태로 파괴되었다. 이는 철근의 연결부가 먼저 파단되어 발생하는 영향으로 콘크리크 벽체가 잘게 부서지지 않고 원 형태를 유지한 상태로 파괴된 것으로 해석되었다.

기폭방이 모두 파괴된 것과는 달리 인접방은 기폭방과 연결된 벽의 연결부 쪽 벽 일부가 파괴된 반면, 기폭방에서 떨어져 있는 인접방 벽체는 기폭방과 같은 파괴가 일어나지 않았다. 이는 대기와 접한 기폭방 벽체와 기폭방/ 인접방 공유 벽체의 파괴가 거의 동시에 발생함에 따라 대부분의 압력파가 대기로 빠져나가기 때문인 것으로 해석되었다.

내부 폭발 시, 기폭방과 인접방이 공유하는 벽체가 조각 나지 않고 원 형태로 파괴되어 인접방 쪽으로 날아가게 되는데 TNT 8 kg, 11 kg 및 14 kg에 대해서 그 속도는 각각 15.2 m/s, 22.1 m/s, 26.5 m/s로 계산되었다. 따라서 상당한 운동에너지로 인접방 벽체와 충돌하게 된다.

구축된 전산모델은 인접한 다중 방 등, 다양한 방 구조를 가진 건축물에 대한 내부폭발 전산해석에 활용될 수 있을 것으로 판단된다.