Computational Numerical Analysis and Experimental Validation of the Response of Reinforced Concrete Structures under Internal Explosion

1. 서론

현재 서울을 비롯한 수도권 지역 도시는 북한의 장사

정포 포격 위협에 노출되어 있다. 또한 여러 나라에서 급 조 폭발물(IED, Improvised Explosive Devide) 테러나 가스 폭발 사고로 인한 도심 지역에서의 민간인의 희생 이 반복되고 있으며, 우리나라도 폭발물에 의한 테러와 사고 발생 가능성을 배재할 수는 없는 상황이다.

현대 도심지역은 고층 사무실, 쇼핑상가, 주거용 건물 등이 촘촘히 들어서 있어서 포격이나 폭발물 테러가 있 을 때 건물 내부나 근처에서 폭발이 발생할 가능성이 높

내부폭발 시 철근콘크리트 구조물 거동에 대한 전산수치해석과 실험적 검증

지훈^†･ 문세훈 ･ 정진웅 ･ 성승훈 ･ 유양선

Computational Numerical Analysis and Experimental Validation of the Response of Reinforced Concrete Structures under Internal Explosion

Hun Ji

Sei-Hoon Moon ･ Jin-Wung Chong ･ Seung-Hun Sung ･ Yang-Sun You

ABSTRACT

Field experiments as well as numerical analyses with finite element analysis codes are two valuable and complemental ways to understand the structural response under explosive blast load. However, there seems to be only limited information available about finite element analysis and experimental validation on the response of structural components under internal explosions. For complementary use of the two ways, the numerical analyses should be validated with field experiments by comparing their results. In this paper, a small-scaled reinforced concrete building with a room is employed for experimental investigations. An amount of TNT is detonated at the center of the room. Pressure at three different sites in the room, displacement of centers of two walls, and damage patterns of four walls are measured and compared to results from numerical analyses. The experimental results are much similar to the numerical analyses results. The finite element analysis code ANSYS AUTODYN is employed to numerically analyze both pressure distribution inside the room and response of walls subjected to blast pressure. The feasibility and validity of the numerical analysis on the reponses of structural components under internal explosions are discussed in terms of structural damage assessment, and evaluated as the same damage in the analysis and the experiments.

Key words : Internal Explosion, Reinforced Concrete, Small-scale Experiments, Computational Numerical Analysis

요 약

실험과 유한요소코드를 이용한 수치해석은 폭발 하중에 의한 구조거동을 이해하는 유용한 방법이다. 그러나 내부폭발에 의한 철근콘크리트 구조물 거동에 대한 유한요소해석 결과와 실험적 검증에 대한 자료는 극히 드물다. 이 논문에서는 내부폭 발에 의한 철근콘크리트 구조물 거동을 수치해석과 실험적으로 연구하였다. 방 하나짜리 축소형 콘크리트 내력벽 건물 중심 에서 TNT가 기폭되는 상황을 고려하였다. 내부 폭풍압 분포와 철근콘크리트 벽 거동 분석은 유한요소 해석 코드인 ANSYS AUTODYN을 사용하였다. 수치해석과 실험을 비교한 결과 방 내부 세 곳에서 측정한 폭풍압과 두 벽 중심의 변위, 네 벽의 파손형태가 유사하게 나타났다. 또한 내부폭발 시 구조부재 거동에 대한 수치해석의 타당성과 정당성을 구조적 피해평가 측 면에서 논의한 결과, 해석과 실험에서 같은 파손으로 평가되었다.

주요어 : 내부폭발, 철근콘크리트, 축소 실험, 전산수치해석

Received: 7 December 2017, Revised: 19 February 2018, Accepted: 6 March 2018

†Corresponding Author: Hun Ji E-mail: [email protected]

Agency for Defense Development, Daejeon, Korea

다. 장사정포 포탄이나 휴대용 급조 폭발물은 화약량이 상대적으로 적은 편에 속하지만, 건물 내부에서 폭발이 발생할 때는 내부폭발의 특성으로 인해 인명과 구조물의 피해가 더 심각해지는 경향이 있다.

건물 내부의 폭발에 의한 인명과 구조물의 피해정도를 정량화하기 위해서는 내부폭발 특성에 대한 분석이 필수 적이다. 내부폭발에 의한 폭풍압은 외부폭발에 의한 폭풍 압 양상과는 매우 다르다. 폭풍파(Blast Wave)가 건물 내 부의 벽이나 천장과 같은 구조물에 맞고 반사되면서 입 사파(Incident Wave)와 반사파(Reflected Wave)간의 중 첩이 일어나 폭풍파는 복잡한 파형을 가지게 된다. 폭풍 파의 반사가 반복되면 구조물에 하중이 지속적으로 작용 하기 때문에 외부폭발에 의한 것보다 구조물이나 인원에 대한 피해가 더 크다. 또한 닫힌 공간에서는 연소 가스에 의한 가스압력(Gas Pressure)이 추가되어 구조물이나 인 원에 더 큰 피해를 주기도 한다.

내부 폭풍압 계산에는 복잡한 파형으로 인해, 장애물 이 없는 이상적인 환경에서의 폭풍압을 예측하는 Conwep, Kingery-Bulmash^[1] 모델을 이용할 수 없다. 단순 형태 의 방에 대해서는 광선추적법 기반의 BlastX와 같은 소 프트웨어를 사용하여 내부 폭풍압을 계산할 수 있지만, 실 내 형상이 단순하지 않은 경우에는 유한요소방법(FEM, Finite Elements Method)을 이용한 전산수치해석에 의존 해야 한다. 대표적인 유한요소해석 상용 소프트웨어로는 AUTODYN, LS-DYNA 등이 널리 사용된다^[2][3].

전산수치해석을 이용한 내부폭발에 의한 구조물 피해 분석은 실험결과를 해석적으로 예측가능하게 하여, 실험 설계와 실험결과 분석에 필수적이다. 또한 실험을 대체함 으로써 실험 수량을 대폭 줄일 수 있기 때문에 비용과 시 간을 줄일 수 있는 이점도 있다. 따라서 폭발실험과 전산 수치해석은 병행하여 수행되어야 하고, 상호 비교를 통해 해석 및 실험결과가 검증되어야 한다.

국내외적으로 내부폭발 현상에 대한 연구가 종종 진행 되고 있다. 이러한 연구로는 닫힌 공간의 폭풍압 전파에 대한 연구^[4], 챔버 구조물의 내부폭발에 대한 내충격 응 답 특성을 분석한 연구^[5], 내부폭발에 대한 철강구조물의 압력과 응답을 확인한 연구^[6], 흙속 지하터널에 대해서 내부폭발해석을 실시하고 응답특성을 파악한 연구^[7] 등 이 있다.

현재 참고할 수 있는 내부폭발에 의한 구조물 거동에 대한 연구 자료가 극히 제한적이어서, 타 연구자들이 연 구결과를 이용하기 어려운 상황이다. 따라서 이를 타개하 고 도심에서의 폭발에 의한 피해를 분석하는 프로그램에

적용하기 위하여, 내부폭발에 의한 철근콘크리트 구조물 의 피해를 확인하기 위한 수치해석과 실험을 수행하였다. 본 논문은 내부폭발에 의한 철근콘크리트 건물의 구 조물 피해 분석을 위해 수행한 전산수치해석과 실험결 과를 다루고 있다. 하나의 방으로 구성된 소형 철근콘크 리트 건물 내부에서 TNT를 기폭하는 내부폭발에 대한 전산수치해석을 수행하였고, 동일한 조건에 대해 실험 결 과와 비교하고 분석하였다. 해석은 ANSYS AUTODYN 을 사용하였으며, 해석 결과 분석을 위한 실험은 측정 데이터의 재현성을 확인하기 위해 동일 조건으로 2회 실 시하였다.

(a) Front Side (b) Back Side Fig. 1. Target Structure (Small-Scale Reinforced Concrete

Single Room Structure, Unit: mm)

2. 전산수치해석

2.1 모델링

소형 철근콘크리트 단일방의 내부폭발 실험을 위한 구 조물의 모습은 Fig. 1과 같다. 단일방의 내부 부피는 2 × 2 × 2 m³, 벽두께는 0.16 m이다. 구조물 앞문의 크기는 1.5 × 0.4 m², 뒷문의 크기는 0.5 × 0.6 m²이다. 뒷문은 구조물 내부에서 폭발이 발생할 때 발생하는 폭발파와 가스가 양쪽으로 방출되도록 하여 구조물 전체가 한쪽으 로 이동하는 것을 방지하기 위함이다. 바닥에는 4개의 콘 크리트 기둥을 이용하여 실험 구조물과 체결하였다. 콘크 리트 기둥 부피는 가로 × 세로 × 높이가 각각 0.6 × 0.6 × 1 m³ 이다. 구조물에 사용된 철근은 지름 10 mm, 항복강도 400 MPa, 피복두께(Cover) 40 mm, 철근간격 150 mm 의 이중 배근 형태이다. 화약은 TNT 2 kg을 사용하였으 며, 기폭위치는 방의 정중앙이다.

전산수치해석을 위한 모델링은 ANSYS AUTODYN 18.1을 사용하였다. AUTODYN은 폭발 문제 해석에 많 이 사용되고 있는 상용 유한요소해석 코드이다. 이 소프

(a) Concrete + Air Model (b) Rebar + Air Model Fig. 2. Modeling for Finite Element Analysis

(a) 1D-Wedge Analysis (b) Remapped in 3D Fig. 3. Initial Blast Propagation Mapping in AUTODYN

(a) Full Model (b) Half Model Fig. 4. The Sensor Locations in the Numerical Model

트웨어는 유체-구조 상호작용 해석(FSI, Fluid- Structure Interaction)이 가능하기 때문에 유체와 구조를 동시에 고 려해야 하는 문제를 일괄적으로 풀 수 있다. 모델링은 해 석시간을 단축하기 위해 Fig. 2와 같이 X축 대칭으로 구 성하였다. 폭풍압은 Fig. 3과 같이 1D-Wedge 방법을 이 용하여 화약과 공기를 모델링하여 초기폭발 조건을 해석 한 이후(Fig. 3(a)), 맵핑(Mapping)을 통해 3D 환경에 적 용하였다(Fig. 3(b)). 맵핑 방법은 3D 환경에서 직접 폭 발물을 모델링 하는 것 보다 해석시간의 효율성을 높일 수 있다. 하지만 크기가 정해진 공기를 모델링에 포함해 야 하며, 모델링된 영역의 경계면에서 폭풍파가 반사될 수 있기 때문에 구조적 경계조건에 유의해야 한다. 여기서 구성된 폭풍압은 3D 환경에서 완전연동(Fully-Coupled) 조건을 부여하여 구조물과 상호작용하게 된다^[8].

Material Mesh Size [mm]

Max. Disp.

[mm]

Max. Peak Pressure [kPa]

Concrete 40 149.7

50 129.0 -

Air

20

-

1109.9

30 976.5

50 787.6

Table 1. Comparisons about Mesh Size

전산수치해석에서 격자크기는 해석결과의 정확성을 결정하므로, 사용자는 적합한 격자의 크기를 해석에 반영 해야 한다. 적합한 크기의 격자를 선정하기 위해 Table 1 과 같이 공기와 콘크리트에서 격자크기에 따른 해석결과 를 비교하였다. 비교대상은 콘크리트의 경우 최대변위, 공기의 경우 최대압력이다. 이로부터 해석시간의 경제성 을 보장하고 해석결과에 큰 영향을 미치지 않는 콘크리 트 50 mm, 공기 30 mm 격자를 선정하였다. 따라서 본 모델링에 사용된 총 격자수는 콘크리트 43688개, 공기 1273232개 이다.

폭발이 발생하면 구조물은 단시간에 초고압부터 저압 까지 광범위한 압력을 받기 때문에 구조물의 체적 변화 를 고려할 수 있는 재료모델이 요구된다. 따라서 콘크리 트 물성으로는 - 상태방정식과 RHT Concrete 강도 모델을 사용하였다. 이 모델은 콘크리트와 같은 취성재료 (Brittle Material)가 동적하중을 받을 때 발생하는 거동을 표현할 수 있고, 높은 변형률(High Strain Rate)조건에서 강도가 증가되는 동적증가계수(Dynamic Increase Factor) 를 고려할 수 있다^[9][10]. 철근에는 항복응력을 변형률 속 도와 탄성거동으로 표현하는 Johnson-Cook 강도모델을 사용하였다. 화약은 실험 데이터를 기반으로 한 경험계수 를 이용하여 폭발하중을 정의하는 JWL(Jones-Wilkins- Lee) 상태 방정식을 사용하였다. 공기는 이상기체 방정식 (Ideal Gas Equation)을 사용하였다(Table 2).

2.2 전산수치해석 결과

해석은 기폭 시점부터 벽의 변위가 거의 변하지 않는 100 ms 까지 실시하였다. 해석 결과로 얻은 폭풍압 이력 측정 위치는 오른쪽 벽(Right Wall), 오른쪽 구석 바닥 (Right Corner Bottom), 천장(Ceiling), 뒷벽(Back Wall) 내면의 중심이다. 변위 이력 측정 위치는 오른쪽 벽, 천 장, 뒷벽 외면의 중심이다(Fig. 4).

CONCRETE (- EOS, RHT strength and failure) Reference Density [g/cm³] 2.75

Porous Density [g/cm³] 2.31 Bulk Modulus, A1 [GPa] 35.27

Shear Modulus [GPa] 11.871 Compressive Strength, fc [MPa] 35

Fractured Strength Constant, B 1.1 Fractured Strength Exponent, M 0.9 Compressive Strain Rate Exp. [α] 0.032

Tensile Strain Rate Exp. [δ] 0.036 Damage Constant D1 0.02 Minimum Strain to Failure 0.001 Principal Tensile Failure Stress [MPa] 3.5

Fracture Energy, Gf [J/m²] 120 REBAR (Linear EOS, Johnson-Cook strength)

Reference Density [g/cm³] 7.83 Bulk Modulus [GPa] 168.997 Shear Modulus [GPa] 78.002

Yield Stress [MPa] 496.9 TNT (JWL EOS)

Reference Density [kg/m³] 1630

A 3.73e+08

B 3.74e+06

R1 4.15

R2 0.9

w 0.35

C-J Detonation Velocity [m/ms] 6930 C-J Energy/unit volume [MJ/M³] 6.00e+06

C-J Pressure [MPa] 2.10e+07 AIR (Ideal Gas EOS)

ρ [kg/m³] 1.225

T [K] 288.2

CP [kJ/kgK] 1.005

CV [kJ/kgK] 0.718

E [kJ/kg] 2.068e+5

Table 2. Material Properties

최대 압력(Peak Pressure) 해석결과는 Fig. 5와 Table 3과 같다. 오른쪽 벽의 경우, 첫 번째 최대 압력은 6046.0 kPa, 두 번째 최대 압력은 2021.3 kPa 이다. 오른쪽 구석 바닥의 경우, 최대 압력은 7929.7 kPa, 두 번째 최대 압 력은 3718.6 kPa 이다. 천장의 경우, 첫 번째 최대 압력 은 5154.6 kPa, 두 번째 최대 압력은 1693.5 kPa이다. 뒷

Fig. 5. Time-Pressure Curves (Numerical Analysis Results)

Fig. 6. Displacement-Time Curves (Computational Numerical Analysis Results)

Location Maximum Peak Pressure [kPa]

First Peak Second Peak

Right Wall 6046.0 2021.3

Right Corner Bottom 7929.7 3718.6

Ceiling 5154.6 1693.5

Back Wall 5005.2 1894.8

Table 3. Peak Pressures of Analysis

Location Displacement [mm]

Maximum Permanent

Right Wall 113.2 79.9

Ceiling 105.6 62.5

Back Wall 170.0 146.8

Table 4. Displacements of Analysis

벽의 경우, 첫 번째 최대 압력은 5005.2 kPa, 두 번째 최 대 압력은 1894.8 kPa이다. 앞의 세 벽에서 압력이력은 유사하였으나, 삼면에 의한 반사와 중첩이 발생하는 오른 쪽 구석 바닥에서는 다른 압력이력을 보였다.

최대변위 해석결과는 Fig. 6과 Table 4와 같다. 오른쪽 벽의 경우 최대변위 113.2 mm, 영구변위 79.9 mm이다.

천장의 경우 최대변위 105.6 mm, 영구변위 62.5 mm이 다. 뒷벽의 경우 최대변위 170.0 mm, 영구변위 146.8

mm이다. 뒷벽을 제외한 나머지 경우에서는 유사한 최대 변위와 영구변위 이력을 보였다. 뒷벽의 최대변위가 다른 벽보다 크게 나타난 이유는 다른 벽과 달리 벽 둘레에 날 개 보(Wing Girder)가 없기 때문인 것으로 보인다. 날개 보는 벽체를 고정시켜, 벽체의 굽힘 거동 시 이웃하는 네 벽과 연결된 테두리에서의 회전을 억제하는 역할을 한다.

뒷벽의 경우 이러한 회전을 억제하는 날개보가 없어서 다른 벽보다 회전을 더 많이 하게 되어 중심에서의 변위 가 더 크고, 테두리에서 파손이 더 큰 것으로 판단된다.

콘크리트 피해형태는 Fig. 7과 같다. 천장과 오른쪽 벽 의 손상은 Fig. 7(a, b)와 같이 빨간색으로 나타나는 100% 피해영역이 X 모양으로 관찰될 뿐만 아니라 벽체 지지부위 손상이 심각함을 알 수 있다. 앞벽의 손상은 Fig. 7(c)와 같이 문 주변과 벽체 지지부위 근처에서 손상 이 관찰되었다. 뒷벽은 Fig. 7(d)와 같이 벽체 지지부위 근처에서 넓은 영역의 심각한 손상이 관찰된다.

3. 실험

3.1 실험 준비

내부폭발 실험에서 사용된 화약은 해석과 동일한 2 kg 무게의 TNT이다. 또한 실험 데이터의 재현성 확인을 위 해 동일 시험을 2회 실시하였다. 사용된 화약은 구형의 맨 TNT로 구조물 내부 정중앙에 위치하도록 끈으로 매 달아 고정시킨 후 기폭 하였다. 구형의 맨 화약은 폭발이 일어날 때 발생하는 폭풍압을 모든 방향으로 고르게 분 산시킨다. 또한 폭발 시에 파편과 같은 불필요한 요소를 제거하고 순수한 폭풍압만을 고려할 수 있다.

실험에서는 폭풍압과 변위를 측정하였다. 폭풍압 측정 위치는 Fig. 8(a)와 같이 오른쪽 벽과 오른쪽 구석 바닥, 천장이다. 변위 측정위치는 Fig. 8(b)와 같이 오른쪽 벽과 천장이다. 폭풍압 측정 센서는 XTM-190 Series이며, 변

위 측정 센서는 Hanse AC/300 LVDT(Linear Variable Differential Transformer)이다.

(a) Pressure Sensor (b) LVDT Sensor Fig. 8. The Sensor Locations in Experiment

3.2 실험 결과

폭풍압 이력 측정 결과는 Fig. 9와 같다. 전반적으로 해석결과와 유사한 형태를 보인다. 폭풍압 이력곡선에는 벽면에 의한 반사로 인해 여러 개의 피크(Peak)가 나타난 다. 그중에 첫 번째와 두 번째 피크는 Table 5와 같다. 첫 번째 피크의 경우, 오른쪽 벽과 오른쪽 구석 바닥, 천장의 실험 평균은 각각 5213.2, 9021.8, 3168.6 kPa이다. 두 번째 피크의 경우, 오른쪽 벽과 오른쪽 구석 바닥, 천장의 실험 평균은 각각 3350.4, 4539.3, 1513.8 kPa이다. 첫 번째 폭풍압 도달시간은 해석과 실험이 잘 일치하지만, 두 번째 폭풍압 도달시간은 오른쪽 구석 바닥에서 약간 의 차이가 있다.

변위 측정 결과는 Fig. 10과 같다. 전반적으로 해석과 실험이 유사한 이력곡선을 보인다. 오른쪽 벽의 최대변위 평균은 116.4 mm, 천장 최대변위 평균은 127.6 mm이다.

오른쪽 벽의 영구변위 평균은 70.5 mm, 천장 영구변위 평균은 82.7 mm이다(Table 6). 이는 해석 결과와 상당히 유사하다.

Damage (a) Right Wall (b) Ceiling (c) Front Wall (d) Back Wall Fig. 7. Damage Patterns in Computational Numerical Analysis

(a) Right Wall

(b) Right Coner Bottom

(c) Ceiling

Fig. 9. Time-Pressure Curves (Experimental Results vs Computational Numerical Analysis Results)

(a) Right Wall

(b) Ceiling

Fig. 10. Time-Displacement Curves (Experimental Results vs Computational Numerical Analysis Results)

내부폭발 실험 이후 구조물의 파손형상은 Fig. 11과 같다. 오른쪽 벽, 천장과 앞벽에서 X 형태의 균열이 관찰 되었다(Fig. 11(a, b, c)). 하지만 뒷벽의 경우는 X 형태의 균열뿐만 아니라 벽체 지지부위 근처에 심각한 파손이 발생하였다(Fig. 11(d)). 뒷벽의 파손형태가 다른 벽의 파 손형태와 다른 이유는 해석결과에서 논의한 바와 같이, 단일방 구조물의 벽체를 지지하는 날개 보의 유무에 따 른 것으로 판단된다(Fig. 8(a)). 만약 이벽에 대해 측정했 Experiment

Number

First Peak Pressure [kPa] Second Peak Pressure [kPa]

Right Wall Right Coner

Bottom Ceiling Right Wall Right Coner

Bottom Ceiling

R1 6058.0 9013.1 3566.2 4630.4 4786.3 1428.2

R2 4368.4 9030.4 2770.9 2070.3 4292.3 1599.3

Average 5213.2 9021.8 3168.6 3350.4 4539.3 1513.8

Table 5. Peak Pressures of Experiment

Experiment Number

Maximum Displacement [mm] Permanent Displacement [mm]

Right Wall Ceiling Right Wall Ceiling

R1 110.3 122.5 72.8 70.1

R2 122.5 132.6 68.2 95.3

Average 116.4 127.6 70.5 82.7

Table 6. Displacements of Experiment

Location Maximum Peak Pressure [kPa]

First Peak Second Peak Right

Wall

Exp. Average 5213.2 3350.4 Analysis Result 6046.0 2021.3 Difference [%] 16.0 39.7 Right

Coner Bottom

Exp. Average 9021.8 4539.3 Analysis Result 7929.7 3718.6 Difference [%] 12.1 18.1

Ceiling

Exp. Average 3168.6 1513.8 Analysis Result 5154.6 1693.5 Difference [%] 62.7 11.9 Table 7. Comparisons of Peak Pressure Between Experiment and Analysis

Location Displacement [mm]

Maximum Permanent Right

Wall

Exp. Average 116.4 70.5 Analysis Result 113.2 79.9 Difference [%] 2.7 13.3

Ceiling

Exp. Average 127.5 82.7 Analysis Result 105.6 62.5 Difference [%] 17.2 24.4 Table 8. Comparisons of Max. Displacement Between Experiment and Analysis

다면 해석결과에서와 같이, 이 벽의 최대변위가 다른 벽 의 최대변위에 비해 컷을 것이다. 또한 해석결과에서 오 른쪽 벽, 천장, 뒷벽의 폭풍압 이력이 유사하게 나타났기 때문에(Fig. 5) 뒤쪽 벽에만 추가적인 하중이 작용했다고 판단하기는 어렵다. 날개 보는 벽체의 굽힘 거동 시 지지 부위에서 발생하는 모멘트를 상쇄 시키지만, 날개 보가 없는 뒷벽은 지지부위에서 발생하는 모멘트를 상쇄시킬

수 없기 때문에 지지부위 근처의 벽체 파손이 더 심각한 것으로 유추할 수 있다.

4. 해석결과와 실험결과 비교 및 분석

Table 7, 8에서 해석결과와 두 실험결과의 평균값이 비교되었다. 최대 폭풍압 차이는 오른쪽 벽에서 16%, 오 른쪽 구석 바닥에서 12%, 천장에서 62% 수준이다. 두 번째 피크 차이는 오른쪽 벽에서 40%, 오른쪽 바닥에서 18%, 천장에서 12% 수준이다. 해석 값과 실험값의 차이 가 매우 커 보이기는 하나, 내부폭발 시 폭풍압 전파의 복잡성을 고려하면 받아들일 수 있는 수준이다. 실제로 폭풍압이 이상적으로 전파되는 개활지에서도 폭풍압 예 측에 사용되는 Conwep 모델과 실험적으로 측정된 입사 압력 값을 비교하면, 2σ 바운드가 아래로 0.5배, 위로 2배 수준이다^[11].

변위의 경우, 최대변위의 해석결과와 실험결과 차이는 오른쪽 벽에서 약 3%, 천장에서 17%이다. 영구변위 차 이는 오른쪽 벽에서 13%, 천장에서 24% 수준이다. 최대 변위의 차이가 천정에서 17% 수준으로 상당히 크게 보 이나, 콘크리트 구조물 제작 시 발생하는 물성에서의 불 확실성과 벽체의 피해평가(Damage Assessment) 방법을 고려하면 합리적 수준에서 전산수치해석으로 실험을 대 체할 수 있다는 것을 알 수 있다.

건축물 피해평가에서 구조체 중심의 최대변위는 구조 체의 파손수준을 평가하는 지표로 사용된다^[11]. 구조체 의 파손수준은 낮은 수준부터 경미한 피해(Superficial Damage), 보통의 피해(Moderate Damage), 심각한 피해 (Heavy Damage), 위험한 피해(Hazardous Damage), 비산 (Blowout)의 5단계로 구분하여 정의되고^[12], 각 구간에 해당하는 최대변위 범위는 구조체에 따라 다른 값을 갖

(a) Right Wall (b) Ceiling (c) Front Wall (d) Back Wall

Fig. 11. Damage Patterns in Experiment

Level of Damage Max. Displacement limits [mm]

Superficial Damage ~ 1.9 Moderate Damage 1.9 ~ 69.9

Heavy Damage 69.9 ~ 105.1 Hazardous Damage 105.1 ~ 176.3

Collapse 176.3 ~

Table 9. Response Limits for RC Walls of the Specimen

는다. 시험용 축소형 건물 벽체의 파손 수준별 최대변위 범위는 Table 9와 같다. 이를 실험결과와 비교하면 오른 쪽 벽과 천장의 파손수준은 위험한 피해에 해당한다. 해 석결과 또한 두 구조물의 파손수준을 위험한 피해로 예 측함을 알 수 있다.

5. 결론

본 연구에서는 내부폭발에 의한 철근콘크리트 건물의 피해를 분석하기 위해 수행한 전산수치해석과 실험 결과 를 수록하였다. 실험에는 방 하나짜리 축소형 철근콘크리 트 건물이 사용되었고, 이 구조물 내부에서 TNT를 기폭 하였다. 또한 실험 전후에 실험과 동일한 조건으로 전산 수치해석을 수행하였고, 그 결과를 실험결과와 비교하고 분석하였다. 해석은 ANSYS AUTODYN을 사용하였으 며, 실험은 측정 데이터의 재현성을 확인하기 위해 동일 조건으로 2회 실시하였다.

철근콘크리트 구조물 벽체의 파손형태는 보 역할을 하 는 벽체 둘레 날개 유무와 문 크기에 따라 다르게 나타났 으며, 해석과 실험 결과가 유사하였다. 특히, 날개 보가 둘러싸지 않은 뒷벽은 다른 벽 보다 테두리에서의 파손 이 심각했다. 폭풍압은 첫 번째 피크의 경우 실험대비 최 대 63%, 두 번째 피크의 경우 최대 40%의 차이를 보였 고, 변위는 최대변위의 경우 최대 17%, 영구변위의 경우 최대 24%차이를 보였다. 폭풍압과 최대변위에서 상당히 큰 차이가 나는 것처럼 보이나, 해석결과가 구조체 파손 평가의 측면에서는 같은 결과를 보였다. 즉, 해석도 오른 쪽 벽과 천장에 발생한 파손수준을 실험결과와 같은 위 험한 피해로 예측하였다.

이는 내부폭발해석에 적용한 AUTODYN의 FSI 방법 이 폭발에 의한 철근콘크리트 구조물의 피해해석에 유용 함을 의미한다. 따라서 실험으로 확인하기 힘든 실제 크 기 건물의 피해해석이나 대규모 폭발에 의한 건물 피해 해석에 이 방법을 활용할 수 있을 것으로 기대된다.

References

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지 훈 ([email protected])

2012 경상대학교 기계항공공학부 공학사 2014 경상대학교 항공우주공학과 공학석사 2014~ 현재 국방과학연구소 연구원

관심분야 : 폭발, 침투, 무기효과, 전산수치해석, M&S

문 세 훈 ([email protected]) 2001 서울대학교 물리학과 이학박사

2002 연세대학교 물리 및 응용물리 연구단 박사후연구원 2002~ 현재 국방과학연구소 연구원

관심분야 : 무기효과분석, 표적 취약성 해석

정 진 웅 ([email protected]) 1994 아주대학교 물리학과 이학사 1996 아주대학교 물리학과 이학석사 1996~ 현재 국방과학연구소 연구원 관심분야 : 무기효과분석, 표적 취약성 해석

성 승 훈 ([email protected]) 2007 한양대학교 토목공학과 공학사

2010 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 공학석사 2013 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 공학박사 2015 한국과학기술원 응용과학연구소 박사후연구원 2015~ 현재 국방과학연구소 연구원

관심분야 : 무기효과분석

유 양 선 ([email protected])

2010 Washington State University B.S. Civil Engineering 2015 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 공학석사 2015~ 현재 국방과학연구소 연구원

관심분야 : 폭발, 전산수치해석, 구조해석