1. 서 론
1.1 배경 및 목적
1.2 방폭설계의 개요
1.3 방폭설계의 절차
2. 방폭설계를 위한 폭발하중 산정
2.1 설계조건 설정(방호등급과 방호수준)
2.2 검토대상 구조물 개요
2.3 폭압 및 충격량 계산
2.4 폭발압 지속시간 산정
2.5 폭압하중 산정
3. 구조물(전면벽체) 설계
3.1 단면등급과 변형능력
3.2 구조해석
3.3 부재설계
4. 결 론
1. 서 론
1.1 배경 및 목적
방폭시설은 일반 건축물에 비해 적용사례가 제한적이어서, 다수의 구조 엔지니어는 방폭설계 경험이 충분하지 않은 경우가 많다. 또한 방폭설계 의뢰가 발생하더라도 국내에서 활용 가능한 방폭시설 설계기준 및 적용사례가 제한적인 상황으로 인해 해외 기준에 의존할 수밖에 없는 한계가 존재한다. 이러한 배경에서 2025년 한국방호시설학회가 제정한 방폭시설 설계기준과 예제는 엔지니어가 기준의 내용을 이해하고 예제를 통해 방폭설계 절차를 습득하는 데 유용한 자료로 활용될 수 있다(KPFI, 2025).
다만 기존 예제는 방폭설계를 처음 수행하는 엔지니어의 관점에서 설계 절차의 이해 및 실제 적용 과정이 다소 복잡하게 구성되어 있어, 초기 진입 단계에서 해석 및 적용 과정에서 혼선이 발생할 가능성이 있다. 이에 본 연구는 설계 경험을 바탕으로 기존 예제의 절차를 보완하여, 방폭설계자가 설계 절차와 전체적인 설계 틀을 보다 체계적으로 이해할 수 있도록 하는 것을 목적으로 한다.
1.2 방폭설계의 개요
방폭시설에 적용되는 폭발하중은 일반 건축물의 구조안전을 위한 설계하중과 하중 특성 및 지속시간 측면에서 차이가 있다. 일반적으로 건축물에 작용하는 하중은 지속시간이 비교적 긴 정적하중이 지배적이며, 동적 거동의 영향을 받는 지진하중 및 풍하중 역시 폭발하중에 비해 상대적으로 긴 지속시간을 갖는다. 반면 폭발하중은 폭발로 방출된 에너지가 공기 중 충격파 형태로 전파되며 구조물 표면에 시간에 따라 급격히 변하는 압력으로 작용하는 하중으로 정의할 수 있다.
또한 폭발압력의 크기와 형상은 폭발물의 종류 및 양, 폭발 중심으로부터 구조물까지의 이격거리, 충격파와 구조물의 상호작용 등에 의해 달라진다. 특히 초기 폭발로 대기 중에 전파된 입사압력(incident pressure)은 구조물 표면에서 반사되어 반사압력(reflected pressure)으로 증폭될 수 있으며, 설계 시에는 이러한 상호작용에 따른 효과를 고려할 필요가 있다.
실무 설계에서는 폭발압력을 구조물의 동적 응답 특성을 반영한 등가정적하중으로 변환하여 구조물을 검토하는 방법이 사용된다. 다만 이 과정에는 개략적이고 보수적인 가정이 포함될 수 있으므로, 적용 목적과 요구 성능에 따라 보다 정밀한 해석 도구를 병행 적용하는 방안도 검토할 수 있다.
1.3 방폭설계의 절차
대부분의 방폭시설은 철근콘크리트 구조로 계획되는 경우가 많으며, 설계 대상의 방호등급과 방호수준을 결정한 후 설계조건에 따라 산정된 폭발하중을 등가정적하중으로 변환하여 구조설계를 수행한다. 방폭설계 절차의 개요는 Fig. 1에 제시하였다(Won et al., 2024).
Fig. 1
Blast-resistant design workflow for reinforced concrete structures (Won et al., 2024, Fig. 2.5.1)
2. 방폭설계를 위한 폭발하중 산정
2.1 설계조건 설정(방호등급과 방호수준)
방호설계기준에 정의된 Table 1, Table 2와 같이 방호등급에 따라 방호수준이 결정된다(KPFI, 2025). 방호수준은 A(경미한 손상), B(심한손상), C(인명안전)으로 구분되는데, 각 방호수준의 요구성능을 구조거동 특성 관점에서 정리하면 Table 3과 같이 A는 저연성(탄소성), B는 중연성(소성), C는 고연성(소성) 거동을 전제로 한다. 이러한 방호수준별 거동 특성에 따라 요구 연성도가 결정되며, 폭발압력의 동적하중계수(dynamic load factor, DLF) 또한 달라지므로 산정 폭발하중에 영향을 미친다. 따라서 철근 상세 또한 해당 거동 특성을 만족하도록 결정된다. KPFI 2025에서는 Fig. 2와 같이 저항능력–변형 관계를 기반으로 환산거리(scaled distance) Z에 따른 단면등급(Ⅰ~Ⅲ)을 제시하며 이는 Table 3의 요구연성도 설정과 연계된다.
Table 1
Blast protection requirements by building protection grade (KPFI, 2025, Table 2-2)
Table 2
Definition of protection levels for blast-resistant design (KPFI, 2025, Table 2-2)
Table 3
Design requirements for protection category (KPFI, 2025, Table 5-1)
| Ductility | Plastic rotation | Section type | Confinement details | Analysis method |
| Low | 2° | Ⅰ | A | Elasto-plastic |
| Moderate | 6° | Ⅱ | B | Plastic |
| High | 12° | Ⅲ | C | Plastic |
본 연구의 대상 시설물은 1등급으로 가정하였다. 또한 지면폭발 시나리오에서 등가 TNT 순무게 250 kg, 폭발 이격거리 15.0 m(49.21 ft)를 적용하고, 요구성능은 심한 손상억제로 설정하였다. 다만 안전율을 고려하여 등가 TNT 순무게는 20% 상향한 300 kg(661.39 lb)을 설계값으로 적용하였다.
2.2 검토대상 구조물 개요
설계검토는 무기 격납고를 대상으로 하며, 개략적인 형상은 Fig. 3에 나타내었다. TNT 순무게 300 kg(661.39 lb)과 폭발 이격거리 15 m를 적용하고 지면폭발을 가정하였다. 폭발하중은 전면벽체, 측면·후면 벽체 및 지붕에 작용하지만, 본 사례에서는 이격거리 15 m에서 가장 큰 반사압력의 영향을 받는 전면벽체만을 검토 대상으로 한정하였다. 콘크리트 압축강도는 35 MPa, 철근 항복강도는 400 MPa로 가정하였다. 적용기준은 방호시설기준 및 방폭시설 설계기준이며, 설계 예제와 UFC 3-340-02를 참고하였다. 또한 본 연구에 사용된 일부 그림과 표는 상기 기준의 내용을 필요한 범위에서 편집·재구성하여 사용하였다(KPFI, 2025; U.S. DoD, 2008).
2.3 폭압 및 충격량 계산
일반적으로 구조물 부재설계를 위해 폭압을 등가정적 폭압으로 변환하며, 이때 동적하중계수(dynamic load factor, DLF)를 고려한다. DLF는 연성도와 양압 지속시간(positive-phase duration)에 따라 달라진다. 또한 양압 지속시간은 폭압의 크기와 충격량에 의해 결정되므로, 우선 입사압력(incident pressure)과 반사압력(reflected pressure)을 산정한 후, 반사충격량(reflected impulse) 및 양압 충격량(positive-phase impulse)을 계산한다.
2.3.1 입사압력(Pso)과 반사압력(Pr) 산정
입사압력 Pso는 UFC 3-340-02에 제시된 Fig. 4를 통해 환산거리(scaled distance) Z를 이용하여 구할 수 있다(U.S. DoD, 2008). 다만 도표 판독 과정에서 오차가 발생할 수 있으므로, 방호시설기준 및 방폭시설 설계기준(KPFI, 2025)에서는 Fig. 4를 기반으로 환산거리에 따른 입사압력 Pso를 수치화하여 Table 4에 제시하였다. 본 연구에서 TNT 순무게 W와 폭발거리 R로부터 환산거리 Z는 다음과 같이 정의된다.
Table 4에 따라 지면폭발 조건에서는 Z=R/W1/3=5.648 ft/lb1/3에 대한 최대 입사압력은 Pso=31.99 psi로 산정된다.
Table 4
Positive phase shock wave parameters (KPFI, 2025, Table 2-5)
반사압력 Pr은 입사압력 Pso가 구조물 표면에서 반사되어 증폭된 압력으로, Fig. 5를 이용하여 입사각(angle of incidence) α에 대응하는 반사압력계수 Crα를 산정하면 반사압력 Pr은 다음과 같이 정의된다.
본 사례에서는 안전측 설계를 위하여 입사각 α=0°로 가정하고, Pso=31.99 psi로부터 산정된 Crα=3.41을 Table 5에서 직선보간하여 반사압력을 구하면 Pr=CrαPso=109.21 psi로 산정된다.
Table 5
Reflected pressure coefficient versus angle of incidence (KPFI, 2025, Table 2-3)
2.3.2 반사충격량(ir)과 양압력에 의한 충격량(is) 산정
반사충격량 ir은 입사압력 Pso 및 입사각 α에 따라 Fig. 6로부터 ir/W1/3값을 산정할 수 있으며, ir은 다음과 같이 정의된다.
본 사례에서는 Pso=31.99 psi, α=0°조건에서 Table 6으로부터 ir/W1/3=27.44를 산정하였다. 또한 TNT순무게 W=300 kg(661.39 lb)이므로, 이를 식 (3)에 대입하면 반사충격량은 ir=239.08 psi·ms로 산정된다.
Table 6
Reflected scaled impulse versus angle of incidence (KPFI, 2025, Table 2-4)
양압력에 의한 충격량 is는 환산거리 Z에 따라 Fig. 4로부터 is/W1/3값을 산정할 수 있으며, is는 다음과 같이 정의된다.
Z=5.648 ft/lb1/3조건에서 Table 4로부터 is/W1/3=13.403을 구하였다. 이를 식 (4)에 대입하면 양압력의 의한 충격량은 is=116.77 psi·ms로 산정된다.
2.4 폭발압 지속시간 산정
구조물에 작용하는 폭발하중은 최대압력과 충격량에 영향을 받으며, 동적압력의 지속시간은 최대압력과 충격량으로부터 산정할 수 있다. 이때 동적압력의 지속시간은 입사압력(초기압력)의 지속시간과 동일한 것으로 간주할 수 있다. 등가삼각형으로 고려한 충격량은 경우에 따라 보수적으로 산정될 수 있으므로 충격량이 더 작게 산정되는 압력-시간 관계를 적용한다. 음압력은 전면벽체 설계에 영향을 거의 미치지 않으므로 양압력에 의한 압력-시간 관계만 고려할 수 있다. 단, 강성이 작은 강구조물의 전체 거동을 산정하기 위해서는 음압력 효과를 고려해야 한다(KPFI, 2025, p. 59).
전면벽체에 폭발압이 수직으로 작용하는 경우, 압력–시간 이력은 Fig. 7과 같이 이상화할 수 있다. 이때 양압 구간에 대하여 등가삼각형으로 환산한 충격량과 Fig. 7에 제시된 이선형(선형감소) 압력–시간 함수로 산정한 충격량을 비교하여, 더 작게 평가되는 형태를 적용함으로써 폭발압 지속시간을 결정한다.
등가 삼각형으로 환산한 폭발압의 지속시간 trf는 다음과 같이 정의된다.
본 사례에서는 ir=239.08 psi·ms, Pr=109.21 psi를 식 (5)에 대입하면 trf=4.378 ms로 산정된다. 한편, Fig. 7의 이선형 압력-시간 이력을 적용하기 위해서는 평균 감소시간 tc, 폭발압의 지속시간 tof, 그리고 tc 이후 구간의 압력 P가 필요하여 각각 다음과 같이 정의된다.
여기서 H는 구조물 높이, Ws는 구조물 폭, CD는 항력계수이며 Fig. 8, Fig. 9로부터 반사영역의 음속 Cr 및 첨두동 압력 qo를 구할수 있다. 본 사례에서는 Table 7로부터 Cr=1.563을 취하여 식 (6)에 대입하면 tc=35.143 ms로 산정된다. 또한 식 (7)로부터 tof=7.30 ms로 산정된다. 전면벽체에 대해 CD=1.0을 적용하고, Table 8로부터 qo=19.04 psi를 취하면 식 (8)로부터 P=51.03 psi가 산정된다.
Fig. 8
Velocity of sound in reflected overpressure region versus peak incident overpressure (U.S. DoD, 2008, Fig. 2-192)
Table 7
Velocity of sound in reflected overpressure region versus peak incident overpressure (KPFI, 2025 Table 3-1)
Table 8
Peak incident pressure versus peak dynamic pressure (KPFI, 2025, Table 2-2)
| Peak dynamic pressure, qo (psi) | |||||||||
| Pso | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 | 7 | 8 | 9 | 10 |
| qo | 0.10 | 0.22 | 0.39 | 0.59 | 0.85 | 1.14 | 1.47 | 1.84 | 2.24 |
| Pso | 20 | 30 | 40 | 50 | 60 | 70 | 80 | 90 | 100 |
| qo | 8.06 | 16.83 | 27.92 | 40.75 | 55.40 | 70.46 | 87.82 | 106.60 | 126.47 |
2.5 폭압하중 산정
방호 1등급의 설계 조건으로서 균열 발생을 전제로 연성도 μ=2.0을 적용하였다. 폭발압력-시간 이력은 등가 삼각형 하중으로 이상화하였으며, 폭발압의 지속시간 T는 trf로, 압력 P는 반사압력 Pr로 정의하였다. 본 사례에서는 trf=4.378 ms로 산정되었으며, 이에 따라 폭발압의 지속시간을 T=trf로 적용하였다.
전면벽체의 고유주기 TN는 Fig. 10의 벽체 해석모델에 대한 고유치 해석을 통해 산정하였다. 기초 및 벽체 좌, 우측은 전면벽체의 두께와 동일하거나 크기 때문에 경계조건을 고정지지로, 두께가 얇은 슬래브와 만나는 상부는 핀지지로 가정하였다. 해석 결과 TN=0.0229 s로 도출되었으며(MIDAS Gen 2025), 하중 지속시간비는 T/TN=0.1912이다.
Fig. 11에서 Xm/XE=μ=2.0 및 T/TN=0.1912조건에 대한 ru/P를 구하면 ru/P=0.35이다. 또한 P=109.2 psi=0.754 MPa이므로, 구조설계에 적용할 전면벽체의 등가정적 설계폭압은 P=0.264 MPa로 산정된다.
한편 Fig. 12에서 T/TN=0.1912 및 ru/P=0.35에 대응하는 tm/T는 약 1.95이다. 본 사례에서 전방압력은 P=0.754 MPa로 0.70 MPa보다 약간 크나, 차이가 10% 이내이다. 또한 tm/T=1.95는 Table 9의 압력-시간관계에서 제시하는 전방압력<0.70 MPa, 3>tm/to>0.1 조건을 모두 만족하므로 재설계는 필요하지 않다.
Table 9
Parameters defining pressure design ranges (U.S. DoD, 2008, Fig. 1-7)
Fig. 11
Maximum deflection of elasto-plastic, one-degree-of-freedom system for triangular load (U.S. DoD, 2008, Fig. 3-54)
Fig. 12
Maximum response time of elasto-plastic, one-degree-of-freedom system for triangular load (U.S. DoD, 2008, Fig. 3-55)
3. 구조물(전면벽체) 설계
3.1 단면등급과 변형능력
검토대상 구조물은 연성도 μ=2.0을 가정할 때 소성변형각이 2° 이하로 예상되어, 저연성도에 해당한다. 다만 본 연구에서는 보수적 검토를 위해 전단철근 상세는 Fig. 14를, 부재강도 산정은 Fig. 13(b)을 기준으로 중연성도 수준을 적용하였다.
3.2 구조해석
구조해석은 MIDAS Gen 2025 프로그램을 사용하여 전면벽체의 고유주기 TN 및 부재력을 산정하였다. 전면벽체의 고유주기 TN는 Fig. 10의 해석모델링을 기반으로 산정하였다. 일반적으로 동적해석을 통해 성능평가하는 경우에는 콘크리트 및 철근의 재료강도에 동적증폭계수를 적용할 수 있다. 다만 본 연구에서는 등가정적하중을 적용한 정적해석을 수행하므로 공칭재료강도를 사용하였다.
부재의 유효강성은 기준(KPFI, 2025)에 따라 산정하였다. 이때 철근비에 따른 유효단면계수 F는 Fig. 15를 참조하여 결정하였다. 본 연구에서는 설계에 적용된 철근비를 사용하여 F를 산정하였으나, 설계 초기단계에서는 철근비를 설계자의 판단에 따라 합리적으로 가정하여 F를 산정할 수 있을 것으로 판단된다. 이를 바탕으로 등가균열강성은 다음과 같이 정의된다.
산정된 유효단면계수 F를 대입하여 산정한 평균 단면 2차모멘트 Ia의 전체 단면 단면2차모멘트 Ig대비 비율은 다음과 같이 구할 수 있다.
단면2차모멘트비를 계산한 결과 0.92로 나타났다. 이는 균열 전 강성과의 차이가 크지 않음을 의미한다. 또한 벽체 방폭설계에서는 강성을 크게 적용할 경우 동적하중계수 DLF가 증가하여 보수적인 설계가 될 수 있으므로, 본 사례에서는 균열 전 강성을 적용하여 벽체의 고유주기를 산정하였다.
2.5절에서 산정한 설계 폭압하중을 정리하면 Table 10과 같으며, 이를 적용한 구조해석 결과는 Fig. 16과 같다.
Fig. 15
Coefficient for moment of inertia of cracked sections with equal reinforcement on opposite faces (U.S. DoD, 2008, Fig. 4-12)
Table 10
Equivalent design blast pressure applied to the wall considering the dynamic load factor(DLF)
3.3 부재설계
3.3.1 휨설계
중연성도 조건에서의 휨강도 및 최소철근량은 KPFI 2025 기준에 따라 식 (11), 식 (12)를 사용하여 산정하였다. 또한 압축방향 철근단면적은 주축방향 철근단면적의 1/4이상이 되도록 배근하였다. Fig. 16의 구조해석 결과(부재력)을 바탕으로 벽체의 휨강도를 검토한 결과는 Table 11에 정리하였으며 수직근은 D32@110, 수평근은 D20@220으로 산정되었다.
Table 11
Summary of flexural strength design results
3.3.2 전단설계
벽체의 전단강도는 ACI318-19(ACI, 2019)에 따라 산정하였으며 요구전단력 vu는 KPFI 2025기준의 식 (5,6,7,8,9)에 따라 vu=Vu/bdc로 산정하였다. 스터럽의 최대간격은 dc/2이면서 400 mm를 초과하지 않도록 제한하였다. 또한 본 사례에서는 Table 12에 따라 환산거리 Z=5.648 ft/lb1/3로 Z≥3.0 ft/lb1/3에 해당하며, 1.0vc=663 kN/m<vu=812 kN/m≤1.5vc=995 kN/m 조건을 만족하므로 콘크리트 전단강도는 0.5vc로 적용하였다. 이에 따라 전단철근의 전단력 분담 전단력이 증가하므로 소요 전단철근량이 증가한다. Fig. 16의 부재력 결과를 이용한 전단검토 결과는 Table 13에 정리하였으며 전단철근은 D12@220(Sh) x @220(Sv)로 산정되었다.
Table 12
Minimum design shear stresses (KPFI, 2025, Table 5-5)
Table 13
Summary of shear strength design results
3.3.3 벽체배근도
휨 및 전단 설계 결과에 따른 벽체 배근상세는 Fig. 17에 제시하였다. 본 검토 대상 벽체는 연성도 μ=2.0의 중연성도 수준을 적용하므로 Fig. 14와 같은 135° 후크 전단철근을 적용하였다.
4. 결 론
방폭설계는 구조 엔지니어가 자주 접하는 분야가 아니므로 폭발하중의 특성을 이해하고 관련 기준에 따라 설계하는데 어려움이 있다. 이에 본 연구에서는 기존의 설계예제집과 저자들의 실무경험을 바탕으로 전면벽체를 대상으로 하는 민간시설 사례에 대한 구체적인 설계 절차를 제시하였다. 본 사례에서는 방호시설기준에서 제시하는 기준값(TNT 순무게 250 kg, 이격거리 15 m)을 따르되 관행적 안전율 20%를 반영하여 등가 TNT 순무게 300 kg을 설계에 적용하였고, 폭발 시나리오는 지면폭발로 가정하였다. 전면벽체는 반사압력의 영향이 측면·후면·지붕보다 더 크고 폭발 위치에 대한 불확실성이 존재하는 점을 고려하여 본 연구의 분석 범위로 한정하였다. 지붕부는 토사 등 고정하중과 활하중이 추가되어 하중 조건이 벽체와 상이하므로 별도의 검토가 필요하지만, 전면벽체에 대한 방폭설계를 충분히 이해한다면 적절한 추가해석을 통해 지붕 설계로의 확장이 가능할 것으로 판단되어 본 연구의 범위에서는 제외하였다.
본 연구에서 정리한 단계별 절차와 산정 근거는 방폭설계의 실무 적용성을 높이기 위한 실무적 틀을 제공하며, 기준 적용 과정에서 발생할 수 있는 입력변수 정의 및 절차 해석상의 혼선을 줄이는 데 기여할 것으로 기대된다. 다만 본 사례는 일부 항목에서 보수적 가정을 적용하였으므로 보다 경제적인 설계를 달성하기 위해서는 적정 연성도 설정 등에 관한 후속 연구가 필요할 것으로 판단된다.
