1. 서 론
2. 수소충전소 방호벽 설계 시 고려사항 분석
2.1 수소폭발에 대한 TNT 등가량 산정
2.2 폭발하중의 결정
2.3 기초에 따른 방호벽 거동에 대한 분석
2.4 방호벽 형상에 따른 분석
2.5 방호벽 저면으로의 압력전파 분석
3. 결 론
1. 서 론
전세계적으로 에너지 고갈과 지속 가능한 에너지 활용이 주요 이슈로 부각되면서, 기존 화석연료 의존에서 벗어난 친환경 에너지로의 전환이 활발히 이루어지고 있다(Mitu et al., 2021). 이 가운데 수소는 탄소 배출이 없는 청정 에너지원이며, 높은 에너지 밀도를 갖추어 연료전지, 로켓 엔진, 내연기관 등 다양한 분야에서 화석연료의 대안으로 주목받고 있다(Ngoh and Njomo, 2012; Abe et al., 2019). 특히, 수소를 기반으로 한 운송 기술이 빠르게 발전함에 따라, 수소충전소의 보급률도 지속적으로 증가하고 있다(Genovese and Fragiacomo, 2023). 그러나 수소는 높은 가연성을 가지며, 일정 농도 이상에서 충분한 에너지를 가진 점화원과 결합하면 폭연(deflagration) 또는 폭굉(detonation)으로 구분되는 폭발성 연소반응이 발생할 수 있다(Hanane et al., 2018; Han et al., 2025d). 특히, 수소는 연소를 시작하는데 필요한 최소 에너지가 탄화수소 연료보다 약 10배 낮아, 정전기와 같은 약한 점화원에도 쉽게 점화된다(Ono et al., 2007). 이러한 특성으로 인해, 수소 에너지를 안전하게 저장·활용하기 위해서는 폭발 시나리오를 정확히 이해하고, 이에 대한 대비책을 마련하는 것이 필수적이다. 기존의 수소폭발 안전 설계는 주로 설비적 측면에 집중되어 왔다. 수소 저장용기의 재료 강화, 내부 압력 조절, 내화성 시험, 온도 감응형 압력 방출 장치(thermally activated pressure release device, TPRD) 설계 등이 대표적이다(Liu et al., 2012; Yin et al., 2024). 또한, 폭발 조건과 영향을 분석하여 안전관리 방안을 제시하는 연구도 진행되고 있다(Zhang et al., 2022; Le et al., 2023). 그러나 이러한 설비 중심 접근만으로는 모든 사고를 예방할 수 없으며, 시설적 측면의 방호 대책이 병행되어야 보다 신뢰성 높은 안전 시스템을 구축할 수 있다.
폭발 사고로부터 인명과 시설을 보호하는 가장 기본적인 원칙 중 하나는 폭발물과 주변 시설 또는 사람 간의 충분한 이격거리, 즉 안전거리를 확보하는 것이다(Dadashzadeh et al. 2018; Shen et al., 2018a). 하지만 도심지 내 수소충전소 보급이 활성화되면서 과도한 안전거리 확보는 현실적으로 어려운 한계를 가진다. 따라서, 폭발물 근처에 방호 구조물을 설치하여 폭발압력과 파편의 전파를 차단·저감하고, 이를 통해 안전거리를 효과적으로 축소할 수 있는 방호적 측면의 접근이 필요하다. 문제는 현재 수소 폭발하중을 견딜 수 있는 방호 구조물 설계에 대한 연구가 매우 제한적이며, 이에 대한 체계적인 기준과 설계 지침이 부재하다는 점이다. 대한민국의 경우, 최근 강릉에서 수소탱크 폭발사고가 발생했음에도 불구하고, 현행 안전거리 기준은 방호 구조물의 유무나 보호대상의 특성을 고려하지 않고, 단순히 용기의 저장용량과 시설의 보호등급에 따라 일관된 거리만 제시하고 있다(KOSHA, 2021). 또한, 수소충전소의 방호벽 설계 기준 역시 높이 2 m 이상, 두께 12 cm 이상이라는 최소 규격만 제시할 뿐, 구조적 성능 평가를 반영한 구체적 설계 기준은 마련되지 않았다(KGS, 2021).
이에 본 연구에서는 수소충전소 방호벽 설계 시 고려해야 할 요소를 종합적으로 분석하였다. 또한, 일련의 폭발실증실험 결과를 토대로 경험적·수치적 해석을 통해 데이터를 정리하였다. 이를 통해 다양한 폭발하중 조건과 벽체 구조에 따른 방호벽의 파괴모드와 성능 특성을 정량적으로 제시하는 데이터베이스를 구축하였다. 본 연구의 결과는 향후 수소충전소 방호벽 설계 및 설치 기준의 개정, 나아가 보급 정책 수립에 실질적인 기초자료로 활용될 수 있을 것이다.
2. 수소충전소 방호벽 설계 시 고려사항 분석
2.1 수소폭발에 대한 TNT 등가량 산정
방호구조물 설계에서 폭발하중을 산정하는 방법은 이미 정립되어 있으며, 국제적으로 널리 활용되고 있다(UFC 3-340-02, 2014). 그러나 대부분의 설계기준은 TNT 폭발을 기준으로 작성되어 있으며, TNT가 아닌 다른 폭발물의 경우 폭발압력이나 충격량을 환산하여 TNT 등가량으로 변환하는 방식을 따른다. 이때 환산은 폭발물 질량에 환산계수를 적용하는 방식이다. 문제는 수소충전소에서 발생 가능한 폭발 시나리오는 다양하고, 폭발 메커니즘이 복잡하다는 점이다. 특히, 수소폭발은 실험적 재현과 수치해석이 어려워, 일반적인 고성능·고밀도 폭약에 비해 연구가 부족하다. 이로 인해, 수소폭발의 신뢰성 있는 질량 환산계수는 아직 명확히 제시되지 못하고 있다. 최근에는 이러한 한계를 극복하기 위해 수소폭발의 TNT 등가량 산정 방안에 관한 연구가 활발히 진행되고 있으며, 대표적인 두 가지 방법을 아래와 같이 소개한다.
2.1.1 폭발에너지 기반 산정법
폭발 시 방출되는 에너지량을 기준으로 TNT 등가량을 산정하는 방법이다. 이 방법은 다음 식 (1)로 표현된다(Crowl, 2010).
여기서, MTNT는 TNT의 등가량(kg), η는 효율 계수, Q는 폭발 물질의 폭발에너지(kJ/kg), QTNT는 TNT의 폭발에너지(kJ/kg)이다.
이 방법은 계산이 간단해 널리 사용되지만, 효율 계수인 η는 폭발 조건이나 주변 조건에 따라 경험적으로 결정되는 값이다. TNT는 폭발 효율을 극대화하도록 설계된 반면, 수소는 점화 조건, 주변 환경, 혼합 상태 등에 따라 폭발 효율이 크게 달라진다. 따라서 수소폭발에 대한 η값은 문헌마다 상이하며(Kwon and Park, 2015), 적절한 경험값을 도출하는 과정이 필요하다는 점이 이 방법의 단점이다.
2.1.2 고압용기 폭발에 대한 기계적, 화학적 에너지 기반 산정법
고압용기 폭발(Pressure Vessel Brust, PVB)은 압축된 가스가 순간적으로 방출되며 발생한다. 이때 발생하는 폭압과 화염은 용기의 부피, 저장 수소의 양, 온도 및 저장 상태에 따라 달라지며, 이를 기계적 에너지로 표현할 수 있다(Crowl, 2003). 이 기계적 에너지를 계산하는데 있어 여러 가지 방법이 존재하는데 대부분의 방법은 기계적 에너지 방출 시 화학적 반응은 고려하지 않는다(Molkov and Kashkarov, 2015). 기계적 에너지 산정에는 여러 방법이 있으나, Brode(1959)가 제시한 모델이 가장 적절한 것으로 평가되며, 최근에는 이를 Abele-Noble 상태방정식과 결합하여 수소가스의 거동을 합리적으로 모사하는 연구가 보고되었다(Brode, 1959; Johnson, 2005; Molkov and Kashkarov, 2015). 기계적 에너지는 다음 식 (2)로 표현된다.
여기서, Em은 기계적 에너지(J), pg는 용기 내부 압력(Pa), ps는 대기압(Pa), V는 용기 부피(m3), mg은 용기 내 수소가스의 무게(kg), b는 co-volume constant(7.69 × 10-3 m3/kg), γ는 비열비이다.
다만, 식 (2)는 지반 반사 효과가 없는 구형 폭발을 전제한다. 지표면에서 폭발이 발생하면 반사로 인해 에너지가 증폭될 수 있으며, Henrych(1979)는 완전 반사 시 2배 증가할 수 있다고 보고했다.
한편, 고압용기 파열이 발생하면, 충격파와 팽창된 수소의 접촉 표면으로부터 공기와 가스의 혼합이 발생하며, 수소의 연소반응이 발생하여 화염구와 함께 과압 발생에 영향을 주게 된다. 이러한 화학적 반응에 의한 에너지는 식 (3)을 통해 산정할 수 있다(Molkov et al., 2020).
여기서, Ech은 화학적 에너지(J), Hc는 연소열(J/kg)이다.
단, 식 (3)을 통해 구한 화학적 에너지는 고압용기에 저장된 모든 수소가 연소할 때 발생하는 총 에너지이며, 실제로는 모든 수소가 한번에 연소되지는 않고 기계적 압력 전파에 비해 상대적으로 진행된다. 즉, 짧은 시간내에 빠르게 발생하여 전파되는 기계적인 에너지와는 반대로 화학에너지는 수소가 완전히 연소될 때까지 점진적으로 방출된다. 따라서 근거리에서의 순간 초과압력에는 기계적 에너지가 지배적이라는 견해가 있지만, 수소 확산이 제한되거나 저장량이 많을 경우 화학적 에너지도 초과압력에 기여한다는 연구결과가 최근 보고되고 있다(Molkov and Dery, 2020). 결국, 고압용기 폭발 시 초과압력 전파에 기여하는 총 에너지는 식 (4)를 통해 구할 수 있다.
여기서, E는 총 에너지(J), α는 기계적 에너지의 반사·손실에 대한 경험계수, β는 화학에너지 기여도에 대한 경험계수이다. 식 (4)를 통해 구한 E를 Baker et al.(1983)가 제시한 압력-시간 관계 그래프에 적용하면, 거리별 폭발압력 예측이 가능하다(Baker et al., 1983; Shen et al., 2018b).
2.1.3 경험적 계수에 대한 고찰
폭발에너지 기반 산정법에서 가장 중요한 변수는 효율계수(η)이다. Lees(2012)은 η를 4 %로 제시하였고(Lees, 2012), 기타 연구에서는 일반적으로 1~10 % 범위를 권장하고 있다(Crowl, 2010). 그러나 대부분의 기존 연구는 증기운 폭발(Vapor Cloud Explosion, VCE)을 기준으로 η를 도출하였다. 반면, 수소 저장 및 활용 과정에서 가장 큰 폭발력을 유발하는 시나리오는 고압용기 폭발이다. 고압용기 폭발에 대한 실험 연구는 화재 위험성과 실험 중 우발적 폭발 가능성으로 인해 매우 제한적이며, 따라서 고압용기 폭발에 대한 η에 대한 연구도 매우 부족한 실정이다. 최근 Han et al.(2025a)은 수소버스에 사용되는 Type Ⅳ 고압용기(175 L, 70 MPa)를 대상으로 가열 폭발 실험을 수행하였으며, 고압용기 폭발에 대한 η을 4.6 %로 제시하였다. 이는 기존 문헌과 비교했을 때 폭발실험을 기반으로 Computational Fluid Dynamics(CFD) 해석으로 검증하여 즉각적으로 실무 적용이 가능한 값으로 고려된다.
기계적·화학적 에너지 기반 산정법을 적용하기 위해서는 α와 β의 경험계수를 결정해야 한다. 앞서 언급된 바와 같이 고압용기가 지표면과 접촉한 상태에서 폭발하여 완전 반사가 발생할 경우 α는 2 즉, 2배의 반사압력 증폭이 발생한다고 설정할 수 있다(Henrych, 1979). 그러나 지반에 에너지가 흡수되거나 폭발구 형성이 발생하면, 반사율은 감소한다. 일반적으로 단단한 지반 조건에서는 α는 1.8이 적절하다고 보고되고 있다(Molkov and Kashkarov, 2015). 반면 β는 폭발 조건, 주변 환경, 용기의 설치 방향 등에 따라 크게 달라진다. Molkov and Kashkarov(2015)는 고압용기가 open field에서 폭발하였을 때는 α는 1.8, β는 0.052를, 차량 내부에서 폭발하였을 때는 α는 1.2, β는 0.09를 가지는 것으로 보고하였다(Molkov and Kashkarov, 2015). 즉, 차량 내부에서 폭발이 발생하면 기계적 에너지는 감소하지만 화학적 에너지의 기여도는 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 이 값들은 근거리 데이터에 기반하며, 데이터 개수가 제한적이라는 한계가 있다. 이에 Molkov and Dery(2020)는 보수적인 설계를 위해 β 값을 0.12로 가정할 것을 제안하였다(Molkov and Dery, 2020). Han et al.(2025a)은 Type Ⅳ 고압용기 폭발 실험 결과를 바탕으로 α는 1.8, β는 0.09를 제시하였다. 또한, 실제 수소충전소에 사용되는 대형 수소용기(721 L, 100 MPa)의 폭발 시 TNT 등가량을 51.26 kg로 평가하였다(Han et al., 2025a).
2.2 폭발하중의 결정
수소충전소 운용 지침에 따르면 수소용기 유지보수 및 작업을 위해 방호벽과 용기 사이에 일정한 이격거리를 확보해야 한다(KGS, 2021). 국내 수소충전소 운영 현황 조사 결과, 실제 이격거리는 약 1 m에서 4 m 범위로 나타났다. 따라서 수소충전소에서 사용되는 721 L, 100 MPa급 수소용기 폭발(약 TNT 51.26 kg 상당)에 대한 방호벽 설계는 1~4 m 범위의 이격거리를 고려하여야 한다.
TNT 양과 이격거리가 결정되면, 폭발하중을 산정하여 설계하중을 도출할 수 있다. UFC 3-340-02(2014)는 폭발물의 작약량과 구조물과의 이격거리를 이용해 입사압력, 입사충격량, 반사압력, 반사충격량을 도표를 통해 도출할 수 있으며, 이는 다양한 실증실험의 기반으로 검증되어 가장 신뢰성 있는 설계 기준으로 사용되고 있다. 여기서, 입사압력은 구조체에 도달하기 전의 폭압이며, 이 압력에 대해 구조체가 받는 에너지양을 입사충격량으로 정의한다. 폭압이 구조체 표면에서 반사되어 입사압력과 중첩된 압력을 반사압력이라고 하며, 반사압력에 의해 구조체가 받는 에너지양을 반사충격량이라 한다. 그러나 UFC 3-340-02 기본 그래프는 2차원 무한 평판 구조체를 가정하고 있어, 폭압이 전파되는 과정에서 압력 손실이나 측방 분산이 없는 조건을 전제한다. 실제와 같이 구조체 크기가 유한하거나 개방된 면이 존재할 경우, 일부 폭압은 빠져나가기 쉬운 쪽으로 분산되어 실제 반사압력이 감소하게 된다. Fig. 1은 5 m × 2 m × 0.2 m(각각 너비 × 높이 × 두께)의 방호벽 3개를 ‘ㄷ’ 형태로 설치하고, 각각 2 m, 4 m, 3 m 이격거리를 가지도록 TNT 51.26 kg을 설치했을 때 4 m 이격된 벽체에서 반사압을 측정한 결과를 보여준다. TNT는 1 m 높이에서 폭발시켰으며, 반사압은 벽체 1 m 높이에서 전면부 1/4, 중앙, 3/4 위치에서 측정하였다.
동일 조건에서 UFC 3-340-02 기본 그래프를 적용하면 최대 반사압력은 6,647 kPa로 산정되었다. 결국, 실험값과 비교했을 때 UFC 3-340-02는 반사압력을 과대평가하는 경향을 보였다. 이는 앞서 언급한 유한한 구조체 조건에서의 압력 분산 효과 때문이다. 이에 수소충전소와 같이 유한한 크기의 방호벽을 3면 혹은 4면만 구속하여 설치할 때는 UFC 3-340-02 2-14장 “Confined explosions”에 따라 폭발하중을 결정하는 것이 더 합리적이다(Park et al., 2025). 이 방법은 구조물의 형상, 크기, 폭발물 위치 등에 따라 다양한 구조물 형상 및 변수들을 분류하고, 이에 따라 최대 반사압력과 충격량을 산정할 수 있는 도표들을 제시하였다. 이 방법을 이용하여 Fig. 1과 같은 조건에서의 반사압력을 도출하면 3,228 kPa이 계산되며, 이는 실험값과 매우 유사한 결과이다(Fig. 2).
본 연구에서는 TNT 51.26 kg 폭발에 대한 이격거리별 폭발압력 데이터를 제시하여, 수소충전소 방호벽의 예비 설계에 활용 가능한 기초자료를 제공하였다(Fig. 3). 벽체는 ‘ㄷ’자 형태, 크기는 5 m × 2 m × 0.2 m로 가정하였다. TNT는 중앙에서 폭발한 것으로 설정하였다. 즉, 양 끝 벽체와 2.5 m 이격거리를 가졌다. 또한, 실제 수소충전소에 설치되는 바닥을 고려하여 바닥에 의한 압력 반사 중첩도 고려하였다.
2.3 기초에 따른 방호벽 거동에 대한 분석
현재의 방호벽의 기초에 대한 설계 지침은 수소 저장용 고압용기 폭발 시 충분한 안정성을 확보할 수 있는지 검증되지 않은 상태에서, 예시 수준으로 최소 근입 깊이 450 mm와 저면 폭 450 mm를 제시하고 있다(Fig. 4). 그러나 이러한 기준이 실제 폭발 환경에서 구조적 안정성을 보장하는지는 명확히 규명되지 않았다.
이 문제를 확인하기 위해, 본 연구에서는 기초 형상과 크기에 따른 방호벽의 폭발 거동을 실험적으로 비교한 결과를 분석하였다. 실험체는 총 세 가지 유형으로 제작하였다(Fig. 5). 첫 번째 실험체는 현행 KGS 기준을 준수한 역T자 형상의 기초를, 두 번째 실험체는 동일한 역T자 형상이지만 근입깊이와 저면 폭을 확대한 기초를, 세 번째 실험체는 매트 기초를 가졌다. 현행 KGS 코드에 명시된 철근배근 지침(직경 9 mm 이상의 철근을 가로 및 세로 400 mm 이하의 간격으로 배근하고 모서리 부분의 철근을 확실히 결속)을 준수하여 실험체를 제작하였으며, 매트 기초의 경우에는 D13 전단철근을 배근하여 벽체와 기초의 일체 거동을 유도하였다.
각 방호벽은 두께 20 cm로 동일하게 제작하였다. TNT와 방호벽 간의 이격거리는 3 m로 구성하였으나, 매트 기초를 사용한 방호벽의 경우 과도한 반사압력에 의한 안전 문제로 4 m 이격하여 실험을 실시하였다. 폭발 실험 후 관찰된 거동과 파괴 양상은 Fig. 6에 나타냈다(Han et al., 2025c).
현행 기준으로 제작된 첫 번째 방호벽은 폭발 직후 기초가 완전히 뽑히면서 전도가 발생하였다. 반면, 기초를 확대한 두 번째 방호벽은 약 8° 정도의 기울어짐이 발생하였다. 첫 번째 방호벽은 전도가 빠르게 발생해 폭압을 후면으로 전달한 반면, 두 번째 방호벽은 구조체가 끝까지 서 있었기 때문에 벽체 자체에 더 큰 균열이 나타났다. 그러나 방호벽의 본질적 목적은 후방으로 폭압이 넘어가는 것을 방지하는 것이므로, 완전 전도가 발생하지 않은 두 번째 방호벽이 기능 측면에서는 더 우수한 것으로 평가된다. 매트 기초의 경우, 기초 자체는 뽑히거나 전도가 발생하지 않았으나 벽체와 기초 접합부에서 전단파괴가 발생하며 결국 방호벽이 전도되었다. 이는 매트 기초 설계 시, 벽체-기초 연결부에서 충분한 철근 배근을 통해 전단 거동을 강화할 필요가 있음을 시사한다. 이처럼 동일한 벽체에서도 기초의 형상에 따라 구조적 거동이 상이하므로 설계 과정에서 이를 고려한 기초 설계가 반드시 선행되어야 한다.
Fig. 6
Structural response and failure modes of protective walls with different foundation types (Han et al., 2025c)
2.4 방호벽 형상에 따른 분석
기초 형상 실험에서 전도가 발생한 방호벽에서는 반사된 압력이 후속 입사압력과 중첩되는 증폭 효과가 상대적으로 줄어드는 현상이 관찰되었다. 이 결과를 토대로, 방호벽 표면을 일정 각도로 기울이면 반사압력의 집중과 중첩을 줄여 폭발하중을 완화할 가능성이 있다고 판단하였다. 이 개념을 검증하기 위해 기존 연구에서는 수치해석 기반 평가를 수행하였다(Han et al., 2025c). Fig. 7은 두 가지 형상, 경사형(기울어진 면)과 평면형(직각면)에서 반사압력이 형성되는 메커니즘을 비교한 결과를 나타낸다. 해석 결과, 경사형 방호벽은 압력이 일정 각도로 반사되면서 후속 입사압력과의 중첩이 감소하는 반면, 평면형 방호벽은 반사압력이 후속 입사압력에 직접적으로 중첩되어 압력이 증폭되는 현상이 확인되었다.
방호벽 표면 높이 0.8 m와 2.0 m 지점에서 반사압력을 산정하여 비교한 결과는 Fig. 8과 같다. 분석 결과, 경사형 방호벽에서 측정된 반사압력(파란색 곡선)이 평면형 방호벽(주황색 곡선)보다 전 구간에서 낮게 나타났다. 특히, 기울어진 부위(0.8 m 위치)에서 반사압력 감소 효과가 가장 두드러졌다.
해석 결과를 검증하기 위해, 경사형과 평면형 방호벽을 동일한 조건(철근비, 콘크리트량, 기초 형식 동일)으로 제작하고, TNT 51.26 kg을 3 m 이격하여 폭발 실험을 수행하였다. Fig. 9는 실험 후 관찰된 파괴 양상을 나타낸다.
실험 결과, 형상을 단순히 경사로 변경하는 것만으로도 반사압력이 유의미하게 저감되었으며, 이에 따라 구조체가 받는 충격하중이 감소하고 전도 및 손상 정도가 현저히 줄어드는 효과가 확인되었다.
Fig. 9
Experimental verification of blast resistance in flat vs inclined barrier shapes (Han et al., 2025c)
2.5 방호벽 저면으로의 압력전파 분석
지금까지의 논의는 주로 방호벽이 폭발하중에 견디는 구조적 안정성에 초점을 맞추었다. 그러나 수소충전소 방호벽의 본래 목적은 단순히 파괴를 방지하는 것이 아니라, 폭발압력이 방호벽 뒤편의 시설 및 인명으로 전파되는 것을 최소화하는 데 있다. 따라서, 방호벽의 내폭 성능뿐만 아니라 벽체 저면에서의 폭압 저감 효과를 정량적으로 평가하는 것이 중요하다.
본 연구에서는 방호벽 높이가 폭압 저감에 미치는 영향을 규명하기 위해, 전산유체역학(Computational Fluid Dynamic, CFD) 해석을 수행하였다. 해석 결과, Fig. 10과 같이 폭압은 방호벽을 지나면서 회절현상을 일으키고, 일부 압력파는 지반에 반사된 후 방호벽 상단을 넘어온 압력파와 합류하여 평면파를 형성하는 것으로 나타났다.
이 해석 코드를 이용하여 방호벽의 높이를 2 m, 3 m, 4 m, 5 m, 6 m로 변화시키면서 방호벽 뒤편 1 m, 2 m, 3 m, 4 m, 8 m, 12 m, 20 m, 30 m에서 압력을 측정하였다(Fig. 11).
압력 파형 특성에 대한 분석 결과, 방호벽 후방의 짧은 거리에서는 단일 압력 피크가 나타났으며, 이는 주로 회절된 압력에 의해 형성되었다. 거리가 증가함에 따라 두 개의 압력 피크가 발생하였는데, 첫 번째 피크는 회절압력, 두 번째 피크는 지반 반사압력에 의해 나타났다. 충분히 먼 거리에서는 평면파가 지배적으로 작용하였다. 방호벽 높이 효과와 관련해서는 방호벽 높이가 낮을수록 회절압력의 크기가 매우 크며, 근거리에서의 압력 피크가 두드러졌다. 반면, 높이가 증가함에 따라 회절압력이 감소하고, 상대적으로 지반 반사압력의 비중이 커졌다. 결국, 모든 조건에서 두 번째 피크(반사압력)가 최대 압력값을 형성하였다.
이 결과는 Fig. 12에 나타난 바와 같이, 방호벽 높이와 이격거리에 따른 최대 압력 분포로 표현할 수 있다. 분석에 따르면, UFC 3-340-02 기준에서 인체에 대한 임계 압력은 고막 파열 34 kPa, 폐 손상 207 kPa, 주요 장기 손상 689 kPa로 제시된다. 이를 기준으로 볼 때, 수소충전소 방호벽은 최소 5 m 이상의 높이를 가져야 인명 피해를 예방할 수 있는 것으로 평가된다.
그러나 방호벽 높이를 5 m 이상으로 설계할 경우, 전도 위험과 구조적 안정성 저하가 우려된다. 또한, 10 m 이상 떨어진 구간에서는 평면파로 인한 압력 저감 효과가 미미하였다. 이러한 한계를 보완하기 위해, 일부 연구에서는 이중 방호벽 구조를 제안하였다(Han et al., 2025b). 두 개의 벽 사이 공간이 회절압력을 포획하는 효과를 발휘하여, 후방으로 전달되는 압력 크기를 크게 줄이는 것으로 보고되었다. 따라서, 단일 벽체 설계보다 이중 방호벽 구성이 수소충전소 안전성 확보에 있어 더욱 효과적이고 경제적인 대안으로 판단된다.
3. 결 론
본 연구는 수소충전소에서 발생할 수 있는 고압용기 폭발에 대비한 방호벽 설계 기준 마련을 목적으로 수행되었다. 현재 국내외 설계 기준은 주로 설비적 안전대책에 초점이 맞춰져 있으며, 방호 구조물에 대한 세부 설계 지침은 미비하다. 이에 본 연구는 폭발하중 산정, 기초 형상 및 방호벽 형상에 따른 거동, 폭압 저감 효과 분석을 통해 실무적으로 적용 가능한 기초 자료를 제시하였다. 주요 결과는 다음과 같다.
(1) 721 L, 100 MPa급 수소용기의 폭발 시 TNT 등가량은 약 51.26 kg으로 산정되었다. 기존 UFC 기본 그래프는 유한한 벽체 조건에서 반사압력을 과대평가하는 경향이 확인되었으며, 수소충전소 방호벽 설계 시에는 UFC 3-340-02의 2-14장(Confined Explosions)을 적용하는 것이 보다 합리적임을 입증하였다.
(2) 현행 KGS 기준의 기초 설계는 폭발 시 방호벽 전도 방지에 충분하지 않은 것으로 나타났다. 기초 크기를 확대하거나 매트 기초를 적용한 경우 전도 저항성은 향상되었으나, 접합부 전단파괴 가능성이 발견되어 철근 상세 보강이 필요함을 확인하였다. 결국, 방호벽 설계 시 기초의 형태에 따른 거동 판단이 매우 중요함을 시사하였다.
(3) 방호벽을 지면에 폭발원에 대해 일정각도를 갖도록 경사형으로 설계할 경우 반사압력이 감소하여 폭발하중이 효과적으로 저감되었다. 실험 및 수치해석 모두 경사형 방호벽이 평면형 대비 전도 및 손상 위험을 줄이는 효과를 보였다.
(4) CFD 해석 결과, 방호벽 높이가 증가할수록 후방으로 전파되는 압력이 감소하였으며, 최소 5 m 이상의 방호벽이 인명 보호 기준에 부합함을 확인하였다. 그러나 5 m 이상의 방호벽은 전도 위험과 구조적 안정성 저하가 발생하므로, 이중 방호벽 구조가 보다 효율적인 대안으로 제시되었다.
