1. 서 론

폭발물을 취급하는 화학 시설은 폭발성 물질의 부주의한 관리와 운송으로 인해 폭발 사고가 발생하고, 이로 인해 구조물 손상, 대규모 인명 피해 및 막대한 경제적 손실을 초래한다(Geng et al., 2021). ASCE(2010)와 ASCE(2021)는 시설물을 중심으로 내폭 설계 절차와 폭발해석 방법을 제시한다. PDC-TR 06-08(2008)에서는 실험 결과를 바탕으로 폭발하중과 구조물의 변위 기반 응답에 대해 다루고 있다.

폭발하중은 지속시간이 짧고 압력이 크기 때문에 일반적으로 구조 시스템 단위가 아닌 각 구조 부재 단위로 설계한다. 폭발해석 방법으로는 연속체 요소를 사용한 비선형 동적 유한요소해석과 비선형 동적 단자유도(SDOF, single degree of freedom) 해석이 있다. SDOF 해석은 짧은 해석 시간이라는 이점을 통해 동적 응답의 근사치를 효과적으로 제공하여 실무에서 주로 사용된다(Thairy, 2016).

축력과 횡력을 동시에 받는 콘크리트 구조 부재는 축력-모멘트 상관도에서 알 수 있듯이 축력의 변화에 따라 휨모멘트의 저항 능력이 크게 달라진다. 축력이 균형점 이하로 작용할 경우, 축력이 증가함에 따라 휨모멘트 저항 능력이 함께 증가하는 경향을 보인다. 균형점을 초과하는 축력이 작용할 경우 축력이 클수록 휨모멘트 저항 능력이 감소하게 된다. 이에 따라 폭발하중을 받는 압축 부재의 경우 축력의 영향을 고려한 정밀 폭발해석이 필요하다.

Kyei와 Braimah(2017)은 축력과 폭발하중을 받는 철근콘크리트 기둥에 대하여 실험 결과와 비선형 동적 유한요소해석과 비교하였으며, 일반적으로 축 하중은 폭발하중 하에서 횡변위를 감소시킨다고 분석하였다. Nickerson 등(2015)은 현행 내폭 설계 기준을 비교하기 위해 비선형 동적 유한요소해석과 SDOF 해석을 수행했으며, 기존의 방법들은 축력의 영향을 고려하지 않아 과도하게 보수적일 수 있다고 주장한다.

현재 내폭 설계 지침서는 보수적으로 축력의 영향을 무시하는 해석 절차를 제시한다. ASCE(2010)와 ASCE 59-22(2023)는 최대 축 강도의 10~20% 미만의 축력을 받는 부재를 휨 부재로 정의하며, UFC 3-340-02(2008)는 축력을 보수적으로 무시하고 순수 휨을 받는 부재로 설계하도록 권장한다.

폭발하중을 받는 철근콘크리트 압축 부재에 적용되는 현재 내폭 설계 지침서는 휨 부재의 축력에 대해 각기 다른 기준을 제시하고 있으며, 축력의 영향을 평가할 수 있는 기준이 부족하다. 축력을 고려한 폭발해석은 대부분 삼차원 유한요소를 사용한 비선형 동적해석이며, 실무에 적합한 간단한 폭발해석 방법의 개발이 필요하다.

본 연구에서는 축력을 고려한 비선형 단자유도 폭발해석 방법을 개발하고, 축력이 동적응답에 미치는 영향과 이에 대한 내폭 설계 기준을 제시한다. 축력을 반영한 폭발해석은 축력과 횡압력을 받는 비선형 정적해석을 통해 저항함수를 도출하고, 이를 등가 단자유도 시스템으로 변환 후 폭발해석에 적용하는 두 단계로 구현된다. 본 연구 결과는 축력과 폭발하중을 받는 철근콘크리트 부재의 거동을 간단한 방법으로 해석할 수 있으며, 축하중비에 따른 철근콘크리트 부재의 동적 거동을 평가하여 향후 성능 기반 내폭 설계에 활용될 수 있다.

2. 축력과 폭발하중을 받는 구조물의 해석법

2.1 충격파 폭발하중의 이상화 곡선

폭발해석에 사용된 하중은 충격파 형태의 폭발하중을 사용하였다. ASCE(2010)는 실제 폭발에 따른 충격파 곡선 Fig. 1(a)와 이를 이상화한 폭발 곡선 Fig. 1(b)를 제시하였다.

Fig. 1.

Shock wave pressure-time function

음압(P_so- )은 일반적으로 양압(P_so)에 비해 압력이 매우 작기 때문에 양압 구간(t_d⁺)만을 고려하여 곡선을 삼각형 형태로 이상화시킨다. 이상화는 실제 충격파와 동일한 최대 과압(P_so)과 충격량을 갖도록 지속 시간(t_d)을 산정한다.

2.2 축력을 고려한 등가 SDOF 시스템 해석

SDOF 시스템의 운동 방정식은 식 (1)과 같이 표현된다.

여기서, M은 구조 부재의 질량, u¨은 가속도, K는 강성, u는 변위, F(t)는 시간에 따라 변하는 폭발하중을 의미한다. 폭발하중의 지속시간이 대체로 부재의 고유주기보다 짧고, 첫 번째 주기 동안 최대 변위가 발생하므로 폭발해석에서는 감쇠를 고려하지 않는 것이 일반적이다(Cui et al., 2021; Liu et al., 2018).

축력을 받지 않는 SDOF 시스템의 거동은 Fig. 2(a)와 같이 이선형 저항력-변위 함수로 나타낼 수 있으며, 등가 SDOF 시스템으로의 근사는 실제 부재의 변형된 형태와 변형 에너지의 등가성을 기준으로 한다. SDOF 시스템의 변위는 부재의 최대 변위 지점의 변위를 사용한다. 균일 단면을 가진 구조물의 SDOF 시스템은 Fig. 2(b)와 같고, 동적 평형 방정식은 식 (2)와 같이 등가 SDOF 시스템으로 단순화시킬 수 있다(Biggs, 1964).

Fig. 2.

Equivalent SDOF system

여기서, Φ(x)는 근사 형상 함수, KM은 질량 변환 계수, KL은 하중 변환 계수 또는 강성 변환 계수이다. SDOF 시스템의 운동 방정식은 하중-질량 변환 계수를 사용하여 식 (3)과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, KLM는 하중-질량 변환계수, KLM=KM/KL이다. 축력을 고려한 등가 SDOF 시스템을 구현하기 위해서는 폭발하중만을 받는 경우의 저항함수가 아닌 축력이 함께 고려된 저항함수를 도출해야 한다. Fig. 3(a)의 축력과 횡력을 받는 구조물의 저항함수는 Fig. 3(b)의 arc length method를 사용하였다. arc length method는 저항력이 감소하는 비선형 거동을 효과적으로 해석할 수 있다. 식 (4a)와 식 (4b)를 모두 만족하는 해를 수정된 뉴턴-랩슨법(Modified Newton-Raphson method)을 사용하고 반복 계산을 통해 축력이 고려된 저항함수를 도출한다(Crisfield, 1981).

여기서, Δu는 변위의 증분, 𝜆는 하중 계수, l는 arc length, ΔP는 하중 증분, [K]는 강성 행렬이다.

Fig. 3.

Axial load integration method in resistance function

축력이 고려된 저항함수는 과도한 초기강성, 불명확한 항복변위 그리고 파괴 시점을 정확히 파악하는 데 어려움이 있다. Yuksel과 Polat(2005)은 과도한 초기강성을 해결하기 위해 최대 저항값의 75% 지점을 연결한 선의 기울기를 유효 초기강성으로, 항복 변위는 해당 선과 저항함수의 면적 차이가 동일한 지점으로 정의하였다. Low와 Hao(2002)은 폭발하중 효과를 고려한 콘크리트 파괴 변형률을 0.0054로 정의하였다. Angela 등(2021)은 부재의 파괴 시점을 저항력이 20% 감소하는 지점으로 정의하였다. 본 연구에서는 두 파괴 시점을 판단하여 먼저 파괴되는 시점을 파괴점으로 정의하였다. 이를 모두 반영하여 Fig. 4와 같이 이선형 저항함수가 아닌 저항력이 감소하는 비선형 거동을 모사할 수 있는 저항함수를 도출하였다.

Fig. 4.

Resistance function considering axial load

축력과 폭발하중을 동시에 받는 철근콘크리트 부재의 실제 거동과 유사하게 모사하기 위해 P-delta 효과를 고려해야 한다. 본 연구에서는 비선형 정적해석을 통한 저항함수 도출과정에서 축력에 의한 횡저항력 감소로써 P-delta 효과가 반영된다.

2.3 축력을 고려한 등가 SDOF 시스템 해석 절차

축력을 고려한 SDOF 해석은 공개된 비선형 동적해석 프로그램인 OpenSees(McKenna, 1997)를 사용하였다. 축력을 받는 부재의 SDOF 폭발해석 절차는 Fig. 5에 나타나 있다. SDOF 해석은 저항함수를 도출하는 비선형 푸쉬오버(Pushover) 해석과 등가 SDOF 시스템을 활용한 폭발해석 두 단계로 구분된다.

Fig. 5.

Flow chart for SDOF analysis including axial load

비선형 푸쉬오버 해석은 다자유도 보 요소를 사용하여 진행하였으며, 각 보 요소는 섬유 단면을 가진다. 보 요소는 OpenSees의 nonlinear beam column 요소를 사용하였다. 해석에 사용된 모델은 단일 부재로 구성된 간단한 해석 모델이다. 해석 모델은 총 10개의 보 요소로 나눴으며, 각 노드들은 3개의 자유도를 가진다. 섬유 단면은 가로 방향과 세로 방향으로 각각 10개씩 나누어, 총 100개의 섬유 요소를 사용하였다. 콘크리트 재료 모델은 OpenSees 프로그램에 구현된 Concrete04 모델을 사용하였으며, 이는 Popovics(1973)에 의해 제안된 모델을 기반으로 한다. 철근은 OpenSees의 Steel01 모델인 이선형 철근 모델을 사용하였다.

해석 방법은 arc length method를 사용하여 저항함수를 도출한다. 이 과정에서 변형률 속도 효과와 강도증가계수(strength increase factor)를 고려하였다. 변형률 속도 효과를 반영하기 위해 동적증가계수(dynamic increase factor)를 사용하였다. ASCE(2010)에서 제시하는 동적증가계수와 강도증가계수 값에 따라, 콘크리트의 경우 동적증가계수는 1.19이며 강도증가계수는 1.0으로 설정하였다. 철근은 동적증가계수를 1.17, 강도증가계수를 1.1로 적용하였다.

비선형 푸쉬오버 해석은 앞에서 정의된 저항함수의 두 파괴 시점 중 먼저 도달하는 지점까지만 진행된다. 도출된 저항함수와 Table 1의 변환계수를 사용하여 등가 SDOF 시스템으로 변환 후 폭발해석을 수행하였다. 폭발해석 중 각 동적해석 단계에서 도출된 변위를 저항함수의 최대 변위(u_max)와 비교하여, 최대 변위를 초과할 경우 구조물이 파괴된 것으로 간주하고 해석을 종료한다.

3. 비선형 동적 SDOF 해석 검증

축력을 고려한 SDOF 폭발해석의 정확도를 검증하기 위해 저항함수 검증과 축력을 받는 기둥의 폭발 실험 결과와 비교 검증하였다.

3.1 축력이 반영된 저항함수 검증

Astarlioglu 등(2013)은 Table 2에 제시된 RC 기둥의 단면으로 8절점 삼차원 솔리드 요소(C3D8R)를 사용하여, 유한요소해석을 통해 축력에 따른 저항함수를 도출하였다. 콘크리트의 압축 강도는 27.6MPa, 철근의 항복강도는 413.7MPa이다. 삼차원 유한요소해석을 통한 저항함수와 섬유 단면을 가지는 다자유도 보요소 푸쉬오버 해석으로 도출한 저항함수 결과를 Fig. 6에 제시하였다.

Fig. 6.

Resistance function validation results

저항함수는 축력이 각각 기둥 축 강도의 0%, 13%, 29%(0kN, 1112kN, 2491kN)에 해당할 때이다. 삼차원 유한요소해석에 따르면, 축력이 0%, 13%, 29% 가해졌을 때의 최대 저항값은 각각 0.323MPa, 0.446MPa, 0.491MPa이었으며, 이때의 변위는 각각 28.1mm, 41.4mm, 70.1mm이다. 푸쉬오버 해석 결과 해당 축력에서의 최대 저항값은 각각 0.319MPa, 0.449MPa, 0.486MPa이며, 이때의 변위는 각각 24.0mm, 37.1mm, 63.9mm이다. 삼차원 유한요소해석과 최대 저항값 차이는 1.2%, 0.7%, 1.0%이며, 최대 저항값이 발생할 때의 변위 차이는 14.6%, 10.4%, 8.8%이다.

저항함수의 최대 저항값이 발생할 때의 변위와 소성 영역에서 삼차원 유한요소해석과 다소 차이가 발생했으며, 이는 두 해석의 콘크리트 재료 모델의 차이로 발생한 것으로 추정된다. 최대 저항값과 소성 거동의 전반적인 거동의 유사성으로 본 연구의 저항함수가 타당함을 확인하였다.

3.2 축력과 폭발하중을 받는 RC 기둥 검증

Woodson과 Baylot(1999)은 Table 3에 제시된 최대 축하중의 7%의 축력을 받는 RC 기둥에 대해서 폭발 실험을 수행하였다. Fang 등(2021)은 Table 4의 폭발하중에 대해서 실제 실험과 삼차원 유한요소 폭발해석 결과를 비교하였다. 콘크리트의 압축 강도는 42MPa, 철근의 항복강도는 450MPa이다.

축력을 고려한 SDOF 폭발해석에서 콘크리트와 철근의 강도에 2.3절에서 제시한 동적증가계수를 적용하였다. 폭발하중은 Table 4의 최대 폭압(7MPa)과 충격량(1.1MPa-ms)을 삼각형 형태로 이상화하여 기둥면에 등분포 하중으로 적용하였다.

Fig. 7은 시간에 따른 기둥 중앙부의 변위로 실험에서의 측정된 결과, Fang 등(2021)의 삼차원 유한요소 수치해석 결과, 축력을 고려한 것과 축력을 고려하지 않은 SDOF 해석 결과를 각각 나타낸 것이다. 실험에서의 측정된 기둥 중앙부의 최대 변위와 영구 변위는 각각 12.4mm, 7.8mm이다. 축력을 고려한 SDOF 해석 결과 최대 변위와 영구 변위는 각각 11.3mm, 7.0mm이며, 실제 실험과의 오차는 8.9%, 10%로 실험과 근사한 결과가 나타났다. 반면, 축력을 고려하지 않은 SDOF 해석에서는 최대 변위가 17.9mm, 영구 변위가 11.8mm로, 이는 실험 결과와 비교했을 때 각각 44%, 51%의 높은 오차율을 보였다. 이는 축력을 고려하지 않고 해석을 수행할 경우 실제 거동과 큰 차이가 발생함을 보여준다.

Fig. 7.

Blast analysis validation results

4. 축력과 폭발하중을 받는 RC 기둥의 동적 응답 분석

4.1 매개변수 구성

축력과 폭발하중을 받는 RC 기둥의 동적 응답을 분석하기 위해 다양한 매개변수를 고려하였다. 주요 매개변수는 철근비, 휨 방향 철근 위치 계수, 축하중비로 구성하였으며, 매개변수의 범위는 Table 5에 제시하였다. 재료의 강도는 콘크리트의 압축 강도 27MPa, 철근의 항복강도 400MPa를 사용하였다.

KDS 14 20 00(2022)에서는 철근비를 최소 1%에서 최대 8%의 범위로 제한하고 있으며, 철근비를 1%에서 1% 간격으로 8%까지(총 8개) 증가시켰다. 휨 방향 철근 위치 계수(𝛾)는 식 (5)로 도출하였으며, 콘크리트 최외각 단면에서 압축측 철근까지의 거리(d')를 65mm로 고정하여 계수 값을 0.6부터 0.9까지 0.1 단위로(총 4개) 증가시켜 단면 높이를 계산하였다.

RC 부재의 크기는 정사각형 단면으로 가정하였으며, 큰 세장효과가 반영되지 않도록 하기 위해 세장비(λ)가 22가 되는 부재 높이를 사용하였다. 축하중비는 최대 축강도 대비 축하중으로서 10%씩 증가시켜 0%~50%(총 6개)로 선정하여 총 192개의 변수에 대해 매개변수 해석을 수행하였다.

폭발해석은 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n), 구조물의 저항력과 폭발하중 크기 비(F/R)를 달리하여 진행하였다. 두 변수의 값은 UFC 3-340-02의 응답차트에서 제시하는 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n) 범위인 0.1~10과 구조물의 저항력과 폭발하중 크기 비(F/R) 범위인 0.1~2.0으로 설정하였다. 폭발하중은 이상화된 삼각형 형태의 하중을 사용하였으며, 단면의 고유주기와 휨 저항력을 산정한 후 폭발해석 두 매개변수 비에 의해 폭발하중 지속시간과 폭발하중 크기를 결정하고, 각 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n)에 대해 구조물의 저항력과 폭발하중 크기 비(F/R)를 0.1씩 증가시켜 부재가 파괴될 때까지 폭발해석을 수행하였다.

여기서, 𝛾는 휨 방향 철근 위치 계수, h는 부재 높이, d'은 콘크리트 최외각 단면에서 압축 측 철근까지의 거리이다.

4.2 축력 고려 유무에 따른 동적 응답 비교

PDC-TR 06-08(2008)과 UFC 3-340-02(2008) 모두 변위 기반의 내폭 성능 평가 방식을 채택하고 있다. 이를 고려하여 축력이 RC 기둥의 동적 응답에 미치는 영향을 평가하기 위해 최대 변위와 연성비를 사용하여 비교 분석하였다.

축력의 영향은 축력이 없을 때의 최대 변위와 축력이 있을 때의 최대 변위 비를 통해 분석하였다. Fig. 8(a)는 축하중비 10%일 때의 단면 매개변수에 대한 파괴 시점의 최대 변위를 비교한 결과를 보여준다. 그래프의 x축은 축력이 없을 때의 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n(0.0P))를 나타내고, y축은 축력이 없을 때와 축력이 있을 때 파괴 시점에서의 최대 변위 비 (u_p/u_0.0p)를 나타낸다. 재료의 강도와 휨 방향 철근 위치 계수(𝛾)에 의해 최대 변위 비는 크게 바뀌지 않으며, 철근비가 주요 매개변수로 작용하였다. 이는 축력-모멘트 상관도가 철근비에 가장 큰 영향을 받으며, 모멘트가 휨 저항력에 비례하기 때문에 축력에 대한 휨 저항력의 큰 변동 요소인 철근비가 가장 큰 영향을 끼치게 된다.

Fig. 8.

Comparison of dynamic responses by axial load

Fig. 8(b)는 축하중비 20%에 대한 파괴 시점에서의 최대 변위 비를 나타내며, 매개변수 연구 결과 매개변수의 최대값과 최소값을 보여준다. 각 축하중비에 대한 최대 변위 비를 하나의 정량적 지표로 나타내기 위해 매개변수의 최대값과 최소값의 평균값을 사용하였다. 각 축하중비에 대한 파괴 시점에서의 최대 변위 비 결과를 Fig. 8(c)와 Table 6에 제시하였다.

축하중비에 따른 최대 변위 비는 축하중비 20%까지 감소하다가 30% 이상부터 최대 변위 비가 증가하게 된다. 이는 축력-모멘트 상관도에서 균형점 이전에는 축력에 따라 모멘트가 증가하다가 균형점 이후에는 축력에 따라 모멘트가 감소하는 현상과 관련이 있다. 매개변수 해석 결과 축강도비가 20% 지점이 평균적으로 균형점에 해당하며, 그 이상의 축강도비에서는 휨 저항력이 감소하여 최대 변위 비가 증가하게 된다. 축력에 의해서 최대 약 50%의 오차가 발생하며 축력을 받는 기둥에서 축력을 고려하지 않을 경우 과도하게 보수적으로 설계할 수 있음을 보여준다.

4.3 축력에 따른 구조물의 연성 능력 비

축하중에 의해 구조물의 연성을 평가하기 위해 연성비를 사용하였다. 항복변위는 각 저항함수에 대해 Fig. 4(a)와 같이 도출하였다. UFC 3-340-02(2008)에서는 연성비 3을 기준으로 취성 거동을 판단하며 연성비 3 이상은 변위 지배 설계, 연성비 3 미만은 힘 지배 설계를 권장한다. 구조물의 연성 판단 기준으로 연성비 3을 제시하지만, 구조물이 받는 축하중비에 따라 연성거동을 평가하는 구체적인 기준은 명확하지 않은 상태이다.

Fig. 9는 축력에 따른 구조물의 연성비를 보여준다. 그래프의 x축은 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n)를 나타내고 y축은 파괴 시점에서의 연성비를 나타낸다. 4.2절에서 수행된 해석과 동일하게, 각 축하중비에 대해 단면 매개변수 폭발해석을 수행하였다. 연성비 또한 재료의 강도와 휨 방향 철근 위치 계수(𝛾)에 영향은 크지 않았으며, 철근비가 주요 매개변수로 작용하였다. 각 축하중비에 대응하는 매개변수의 최대값과 최소값을 평균하여, 각 축하중비에 대한 평균 연성비 값을 도출하였다. Fig. 9는 Fig. 8과 마찬가지로 부재 파괴에 이르기까지 폭발 하중 크기를 증가시켜 얻은 동적 응답의 평균값들을 나타내기 때문에 고유주기와 하중지속시간 비(t_d/T_n)에 큰 영향을 받지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 9.

Comparison of ductility ratio by axial load

Table 7은 각 축하중비에 대한 매개변수의 최대값과 최소값의 연성비, 두 값의 평균 연성비를 나타낸다. 축하중비가 증가함에 따라 연성비가 감소한다. 이는 철근콘크리트 기둥에서 균형점 이전의 축력에서는 철근이 구조물의 거동을 지배하는 인장 지배 영역에 해당하여 연성 거동을 나타낸다. 반면, 균형점을 초과하는 축력에서는 콘크리트가 거동을 지배하는 압축 지배 영역에 해당하여 취성 거동이 나타난다.

축하중비 10%에서 연성비는 6.82로 높은 연성 능력을 보인다. 축하중비가 20%로 증가하면 연성비가 4.88로 감소하며, 30%로 증가하면 연성비가 3.19로 더욱 감소한다. 이는 축하중비가 20%일 때는 28% 감소하며, 30%일 때는 53% 감소하는 결과를 나타낸다. 축하중비가 50%는 연성비가 2.04로 부재가 항복 이후 급격하게 파괴된다는 것을 알 수 있다. 이처럼 축하중비가 증가함에 따라 부재의 연성이 급격히 감소한다. 취성 거동의 판단 기준은 연성비 3을 기준으로 판단하면, 축하중비 30% 미만일 경우 연성 거동이며, 30% 이상에서는 취성 거동이 나타난다. 이를 통해 축하중비 30% 미만일 경우에는 변위 지배 설계가 적합하며, 축하중 30% 이상에서는 힘 지배 설계가 필요함을 알 수 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 OpenSees 프로그램을 사용하여 축력과 폭발하중을 받는 철근콘크리트 기둥의 SDOF 해석 절차를 제시하였으며, 축력의 고려 유무에 따른 RC 기둥의 동적 응답을 분석하였다.

축력을 고려한 SDOF 폭발해석은 다자유도 보 요소를 사용하여 저항함수를 도출하는 비선형 푸쉬오버 해석과 등가 SDOF 시스템을 사용한 폭발해석 두 단계로 나누어 수행하였다. 비선형 푸쉬오버 해석은 arc length method를 사용하였으며, 재료 물성치에 강도증가계수와 동적증가계수를 반영하였다. SDOF 폭발해석은 변환계수를 적용하여 등가 SDOF 시스템으로 변환 후 해석을 수행하였다.

해석의 정확도를 검증하기 위해 저항함수 검증과 축력과 폭발하중을 받는 RC 기둥의 동적 거동을 비교하였다. 저항함수 검증 결과, 삼차원 유한요소해석과의 최대 저항값 차이가 1.2% 미만이며, 전반적인 거동이 유사하였다. 축력과 폭발하중을 받는 RC 기둥에 대한 검증에서는 축력을 고려하지 않았을 때 실제 실험과의 최대 변위 오차율이 44%로 크게 나타났다. 반면 축력을 고려할 경우 최대 변위 오차율이 8.9%로 감소하여 제안한 방법이 유효함을 확인하였다.

현재 내폭설계 지침서에서는 보수적으로 축력의 영향을 고려하지 않는 해석절차를 제시하고 있으며, 연성비 3을 기준으로 변위 지배 설계와 힘 지배 설계를 구분한다. 단면 192개에 대해서 매개변수 해석을 수행한 결과, 축력에 의해서 최대 약 50%의 오차가 발생하였다. 이는 철근콘크리트 기둥에서 축력을 고려하지 않을 경우 과도하게 보수적으로 설계함을 보여준다. 연성비 3을 기준으로 취성 거동을 분석한 결과, 축하중비가 30% 미만은 연성비가 3을 초과하여 연성 거동으로 나타났으나, 축하중비가 30% 이상인 경우에는 연성비가 3미만으로 나타나 취성 거동을 보였다. 따라서 축하중비 30% 미만일 경우에는 변위 지배 설계가 적합하며, 축하중 30% 이상에서는 힘 지배 설계가 필요하다.

본 연구의 결과는 실무에 적용 가능한 축력과 폭발하중을 받는 철근콘크리트 부재에 대한 SDOF 해석 방법을 제시하고 축하중비에 따른 동적 거동을 평가하여 향후 내폭 설계에 활용될 수 있다.