1. 서 론
2. 재연소 조건을 고려한 내부 폭발 해석
2.1 모델링 형상 선정
2.2 폭발해석 모델링
2.3. CASE 1 형상
2.4. CASE 2 형상
2.5. CASE 3 형상
3. 해석 결과와 실험적 검증
4. 결 론
1. 서 론
최근에는 미사일의 유도조종 능력이 향상됨에 따라 대량의 화약을 사용하는 탄두로 표적을 대량으로 무력화하기보다는 소량의 화약을 사용하는 탄두로 목표물을 정밀 타격하는 능력이 매우 향상되었다. 소량의 화약을 사용하는 탄두의 이점은 목표물을 정확하게 타격하여 불필요한 주변 피해를 최소화하면서 임무를 완수할 수 있다는 점이다. 이러한 탄두는 대부분 건물이나 터널(Tunnel) 내부로 침투가 가능한 침투탄두로 설계된다. 탄두가 표적을 침투하여 내부 특정 지점에서 기폭하면 구속된 공간 특성으로 인해 폭압의 반사와 중첩이 발생하게 할 뿐만 아니라 재연소 효과에 의한 폭압과 충격량의 증가를 기대할 수 있다(Driels, 2013). 따라서 내부 폭발로 인한 폭압의 전파특성을 정확하게 예측하는 것이 필요하다.
내부 폭발은 외부 폭발과 그 특징이 매우 다르다. 외부 폭발의 경우 널리 알려진 UFC-3-340-02(U.S. DoD, 2008)에 수록된 Kingery-Bulmash Chart를 활용하여 폭압과 충격량, 도달시간 등의 폭압 특성을 간단하게 얻을 수 있다. 그러나 내부 폭발의 경우, 구속된 공간의 특성상 반사되어 돌아오는 폭압으로 인해 매우 복잡한 파형을 가지게 된다. 따라서 내부 폭발에 의한 폭압 전파 특성을 예측하기 위해 Internal Blast Loading(Baker et al., 1983), Image Burst(Needham, 2018) 방법 등과 같은 방법론들이 개발되어 사용되고 있다. 그러나 Baker와 Needham이 제안한 방법론들은 복잡하고 다양한 형상에 대한 폭압전파 특성을 제대로 반영하지 못한다. 따라서 복잡한 형상에 대한 정밀한 폭압 특성 예측을 위해서 하이드로코드(Hydrocode)를 이용한 전산수치해석이 널리 활용되고 있다(Liu et al., 2022; Kim et al., 2022).
일반적인 개방된 공간에서는 재연소 효과를 고려하지 않는데, 그 이유는 산소와의 결합 효율이 떨어지기 때문이다. 그러나 구속된 공간에서는 미처 다 연소하지 못한 잔여 화약들이 공기와 추가 접촉하여 에너지를 발생시키는 재연소(Afterburning) 현상이 발생하기도 한다(Edri et al., 2011; Feldgun et al., 2012). 따라서 복잡한 내부 형상을 가지는 폭압 전파 예측은 전산수치해석에 의존해야 하는데, 대부분의 전산수치해석은 내부 폭발 시 발생하는 화약의 재연소 현상을 고려하지 않기 때문에 실험 결과와 해석 결과에 많은 차이가 발생한다.
최근에는 재연소 현상을 고려하지 않았을 때 발생하는 폭압과 충격량의 실험 대비 차이를 극복하기 위해 많은 연구들이 진행되고 있다. Shin과 Kim(2016)은 재연소 에너지를 적용하여 근접 폭발에 미치는 영향을 분석하였으며, Zhou 등(2024)은 재연소 효과가 고려된 폭압 하중에 대한 강판 거동을 연구하였다. 특히 Donahue 등(2013), Edri 등(2011; 2012a; 2012b)과 Feldgun 등(2012)의 연구에 따르면, 구속된 공간에서 남은 화약물질이 공기와 충분히 결합한다고 가정할 때 발생하는 재연소 에너지는 공기와 폭발물 무게 부피비(W/V)가 0.387kg-TNT/m3-air 이하에서 10.01MJ/kg이라고 하였고, 이를 전산수치해석에 적용할 수 있는 방법을 제안하였다. 그러나 이들 연구는 제한적인 형상에서의 연구가 수행되었을 뿐, 터널과 같은 형상 구조물에 대한 실험적 검증은 부족한 실정이다.
따라서 본 논문에서는 Edri 등(2012a)에 의해 제안된 방법을 활용하여 3종의 다양한 내부 형상을 가지는 내부 폭발조건에서 전산수치해석을 수행한 결과를 실험 결과와 비교하였다. 실험 결과와 비교를 위해서 재연소를 고려한 모델과 고려하지 않은 모델의 실험 대비 최대 폭압, 최대 충격량, 폭압 도달시간을 비교･분석하였다. 연구를 수행하기 위해 폭발 및 충격 해석에 널리 사용되고 있는 ANSYS Autodyn 2023 R1(ANSYS, 2023)을 사용하였다.
2. 재연소 조건을 고려한 내부 폭발 해석
2.1 모델링 형상 선정
다양한 내부 형상을 가지는 내부 폭발조건을 고려하기 위해 Fig. 1과 같이 3종의 모델을 고려하였다. 3종의 모델은 각각 다른 화약 무게와 공기 부피비(W/V), 길이 대 내부 면적비(L/A), 내부 공기 부피 대 개구부 면적비(V/Aopening)를 가지도록 구성하였다.
첫 번째 모델(CASE 1)은 소형 단일방(Ji et al., 2018; You et al., 2017)의 형태를 가지고 있다. W/V = 0.25m3/kg, L/A = 0.5m-1, V/Aopening = 9.51m이다. 두 번째 모델(CASE 2)은 짧은 터널의 형태를 가지고 있다. W/V = 0.0196m3/kg, L/A = 3.93m-1, V/Aopening = 145.72m이다. 세 번째 모델(CASE 3)은 긴 터널 형태의 충격파관(Kim et al., 2023; Kim and Kim, 2023)이며 W/V = 0.195m3/kg, L/A = 19.10m-1, V/Aopening = 7.50m이다.
따라서 길이가 가장 긴 형상은 길이 대 내부 면적비가 가장 큰 CASE 3이며, 내부 구속이 가장 심한 모델은 내부 부피 대 개구부 면적비가 가장 큰 CASE 2이다. 길이가 가장 긴 CASE 3형상의 경우 터널과 유사한 형상으로 폭압의 평면파 형성을 기대할 수 있고(Yan and Du, 2015), 내부 구속이 가장 심한 CASE 2 형상은 반사파에 의한 준정적압력(Quasi-static pressure) 증가를 기대할 수 있는 형상이다(Driels, 2013).
2.2 폭발해석 모델링
폭발물의 초기조건을 정의하기 위해 Fig. 2와 같이 맵핑(Mapping) 기법을 사용하였다. 맵핑은 1-D 해석 결과를 2-D 또는 3-D 환경으로 가져와 해석을 수행하는 기법이다. 이러한 기법을 사용하게 되면 폭발 초기거동에 필요한 격자(Mesh)는 1-D에서 수행하기 때문에 격자수를 크게 줄일 수 있어 시간 효율과 해석의 정확성을 높일 수 있다. 1-D의 격자는 Shin과 Lee(2016)의 연구에서 언급한 최소 격자 크기 조건을 충족하기 위해 0.5mm의 크기를 사용했다. 여기서 R은 폭발의 중심으로부터 관측지점까지의 거리이다.
해석에 사용된 폭발물은 TNT(Trinitrotoluene)이다. TNT의 물성을 정의하기 위하여 JWL(Jones-Wilkins-Lee) EOS(Equation of State)를 사용하였고, 다음과 같은 식 (1)로 정의된다.
여기서, 는 폭발압력, 는 상대부피, 는 폭발물의 내부에너지, , , , , 는 실험적으로 결정되는 계수들이다. 는 고압상태의 압력을, 는 폭발가스가 팽창한 후 저압 구간, 은 초기 고압 상태의 팽창속도, 는 저압 상태에서 팽창속도, 는 폭발 가스가 팽창할 때 에너지 감쇠율이다. JWL EOS 계수는 Table 1과 같이 Dobatz와 Crawford(1985)가 제시한 값을 사용하였다.
Table 1
TNT material properties (Dobatz and Crawford, 1985)
공기는 Ideal Gas EOS를 사용하였으며 다음과 같은 식 (2)로 정의된다. 이 식은 내부 에너지와 압력간의 관계를 나타내며, 폭발 과정에서 기체가 팽창하거나 압축될 때 압력과 에너지 변화를 나타낸다.
여기서, 는 압력, 𝛾는 비열비, 𝜌는 밀도, 는 공기의 내부 에너지다. 사용된 공기의 Ideal Gas EOS 계수는 Table 2와 같다.
Table 2
Air material properties
| Parameter | Value |
| 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 |
재연소가 일어나기 위해서는 화학반응이 일어나기에 충분한 온도가 요구되며, 공기 중에 충분한 산소가 있어야 한다. TNT의 경우 탄소(C), 일산화탄소(CO), 수소(H2), 메탄(CH4) 등으로 구성되어 있으며, Table 3과 같이 각각의 발화온도(약 900K 이상)에서 활발한 화학반응을 한다고 한다(Donahue, 2008). 폭발 압력에 영향을 주는 총 폭발에너지(Q)는 다음과 같은 식 (3)으로 나타낸다.
Table 3
Ignition temperatures of the reacting fuels (Donahue, 2008)
| Fual | Reaction | Ignition Temperature [K] |
| C | C + O2 → CO2 | 975 |
| CO | CO + 0.5O2 → CO2 | 880 |
| H2 | H2 + 0.5O2 → H2O | 850 |
| CH4 | CH4 + 2O2 → CO2 + 2H2O | 850 |
여기서, Q는 총 폭발에너지, ΔHdet는 폭발물 내부 에너지, ΔHab는 재연소 에너지이다. 구속된 공간 내에서 TNT의 경우 총 폭발에너지(Q)는 14.505MJ/kg이며, 내부 에너지(ΔHdet)는 4.495MJ/kg, 재연소 에너지(ΔHab)는 10.01MJ/kg이다. 또한 완전한 재연소가 발생하기 위해 필요한 공기의 양은 2.58m3-air/kg-TNT으로, TNT 무게와 공기 부피비(W/V)는 0.387kg-TNT/m3-air 이하여야 한다(Edri et al., 2012a). 따라서 앞서 언급한 3종 모델 형상의 경우 W/V가 모두 0.387kg/m3 이하이므로 Edri가 제안한 방법을 사용할 수 있다.
ANSYS Autodyn에서는 화학적 작용에 의한 재연소 효과는 모델링되지 않기 때문에, 폭발이 발생한 후 주변에 산소가 충분하다고 가정하고 추가에너지와 추가에너지가 지속되는 시간을 해석에 적용하였다. 적용된 지속시간은 Fig. 3과 같이 부터 까지 재연소 에너지를 선형적으로 방출하게 된다. 여기서 는 최초의 충격파가 가장 가까운 벽에 반사되어 폭발물과 상호작용하는 시점으로 정의되고, 은 온도가 평균 발화온도 이하로 떨어지는 시점으로 정의되며, 이 시점 이후에는 재연소가 발생하지 않는다(Edri et al., 2012a).
2.3. CASE 1 형상
CASE 1 형상은 축소형 철근콘크리트 단일방의 내부 폭발이고 모델링 형상은 Fig. 4(a)와 같다. 단일방 내부는 높이 2m, 너비 2m, 높이 2m의 정육면체 모양으로, 내부 부피는 8m3이다. 앞쪽의 개구부(Opening)의 크기는 1.5 × 0.4m2, 뒤쪽 개구부는 크기는 0.5 × 0.5m2이다.
모델링은 해석 시간 단축을 위해 1/2 대칭모델로 구성했다. 단일방을 이루고 있는 구조물은 강체(Rigid)로 구성하고, 공기는 단일방을 충분히 감싸도록 모델링했다. 공기격자의 크기는 30mm로 설정하였으며(Ji et al., 2018), 사용된 공기의 격자 개수는 총 500,000개다. 공기격자 외부에는 Flow out 경계조건을 적용했다.
폭압을 측정하기 위한 게이지(Gauge)는 방 내부의 천장 중앙에 위치한다. 폭발은 TNT 2kg이 방의 정중앙에서 발생하며, 폭발물 중심과 측정 게이지의 거리는 1m이다. 재연소 조건을 부여하기 위해 TNT에 추가에너지 10.01MJ/kg을 적용하고, 지속시간은 사전해석을 수행하여 Fig. 5와 같이 가장 가까운 반사지점의 온도가 900K 이상으로 유지되는 시간인 = 0, = 18ms를 적용했다.
2.4. CASE 2 형상
CASE 2 형상은 축소형 터널의 내부 폭발이고 모델링 형상은 Fig. 4(b)와 같다. 터널의 내부 길이는 20m, 높이는 1.8m의 반원 모양으로, 터널 내부의 부피는 101.787m3이다. 한쪽 벽은 막혀있고 다른 쪽 벽의 개구부 크기는 0.5 × 1.5m2이다.
모델링은 해석시간 단축을 위해 1/2 대칭으로 구성했다. 터널을 이루고 있는 구조물은 강체로 구성하고, 공기는 터널을 충분히 감싸도록 모델링했다. 격자 크기는 단일방과 마찬가지로 30mm로 설정하여, 사용된 공기 격자의 개수는 총 4,009,280개이다. 공기격자 외부에는 Flow out 경계조건을 적용했다.
폭압을 측정하기 위한 게이지는 막혀있는 벽쪽 1m 높이에 위치한다. 폭발은 TNT 2kg이 터널의 중앙에서 발생하며, 폭발물 중심과 게이지의 거리는 10m이다. 재연소 조건을 부여하기 위해 TNT에 추가에너지 10.01MJ/kg을 적용하고, 지속시간은 사전해석을 수행하여 Fig. 5와 같이 폭발물로부터 가장 가까운 반사지점의 온도가 900K 이상으로 유지되는 시간인 = 0, = 7.6ms를 적용했다.
2.5. CASE 3 형상
CASE 3 형상은 대형 충격파관(Shock tube)(Kim et al., 2023; Kim and Kim, 2023)의 입구 폭발이고 모델링 형상은 Fig. 4(c)와 같다. 충격파관의 내부 길이는 15m, 지름 1m의 원형 입구를 가진 관 모양으로, 충격파관의 내부 부피는 11.781m3이다. 양쪽 끝 개구부는 모두 열려있고, 개구부의 크기는 0.785m2이다.
모델링은 해석시간 단축을 위해 1/4 대칭모델로 구성했다. 충격파관은 강체로 구성하고, 공기는 충격파관을 충분히 포함할 수 있도록 모델링했다. 공기의 격자크기는 20mm를 사용하여, 사용된 공기 격자의 개수는 총 900,000개다. 공기격자 외부에는 Flow out 경계조건을 적용했다.
폭압을 측정하기 위한 게이지는 반대편 출구 부분에 위치한다. 폭발은 TNT 2.3kg이 입구쪽 정중앙에서 발생하며 폭발물 중심과 게이지의 거리는 14.85m이다. 재연소 조건을 부여하기 위해 TNT에 추가에너지 10.01MJ/kg을 적용하고, 지속시간은 사전해석을 수행하여 폭발물로부터 가장 가까운 반사지점의 온도가 900K 이상으로 유지되는 시간인 = 0, = 1.5ms를 적용했다(Fig. 5).
3. 해석 결과와 실험적 검증
앞 절에서 선정된 모델링 형상에 대한 실험은 Fig. 6과 같이 수행되었다. Fig. 6(a)는 CASE 1 형상에 대한 실험이며, 폭압을 측정하기 위한 반사압 센서(Sensor)는 구조물 천장 중앙에 설치했다. Fig. 6(b)는 CASE 2 형상에 대한 실험이며, 폭압을 측정하기 위한 반사압 센서는 개구부가 없는 벽면에 설치되었다. Fig. 6(c)는 CASE 3 형상에 대한 실험이며, 충격파관 내에서 형성되는 평면파의 입사 압력을 측정하기 위해 14.85m 떨어진 거리에서 충격파관 벽면에 폭압 측정 센서를 부착하였다.
모델링을 바탕으로 해석을 수행하여 얻은 폭압 분포는 Fig. 7과 같다. Fig. 7(a)는 CASE 1 형상에 대한 최대 폭압 분포를 10, 20, 30, 40ms으로 나타내고, Fig. 7(b)는 CASE 2 형상에 대한 최대 폭압 분포를 50, 100, 150, 200ms으로 나타내었으며, Fig. 7(c)는 CASE 3 형상에 대한 최대 폭압 분포를 10, 20, 30, 40ms으로 나타내었다. 모든 해석은 폭발이 발생한 이후 시간이 흐를수록 대기압에 해당하는 101.332kPa에 수렴하는 경향을 보였다.
모델링을 이용하여 얻은 해석과 실험 결과 비교는 Fig. 8과 같이 폭압과 충격량 이력 곡선으로 나타내었고, 각 해석에 대한 최대 폭압과 충격량에 대한 실험 대비 비교 결과는 Table 4에 나타내었다. 해석과 실험을 비교한 결과, 전반적으로는 모든 해석에서 재연소 에너지를 적용하였을 때 실험과 유사한 경향을 보였다.
Table 4
Comparison analysis results of peak pressure and impulse compared to experimental results
CASE 1의 경우에는 Fig. 8(a)와 같이 재연소 조건을 고려했을 때, 재연소 조건을 고려하지 않은 해석 결과 대비 최대 압력은 0%, 최대 충격량은 71.8% 증가하였다. 실험 결과와 비교하면 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 최대 압력은 6.42%, 최대 충격량은 49.11% 차이를 보였으나, 재연소 조건을 고려했을 때 최대 압력 차이는 6.42%로 같고 충격량의 차이는 12.54%로 줄어들었다. 또한 재연소 조건을 적용한 경우는 폭압 도달 시간에도 영향을 미쳤다. Table 5와 같이 첫 번째 최대 압력 도달시간은 재연소 조건을 고려했을 때와 고려하지 않았을 때는 실험대비 차이가 22.4%로 동일했다. 그러나 두 번째와 세 번째 최대 압력 도달시간은 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 실험대비 각각 13%, 21.6% 차이를 보였으나, 재연소 조건을 고려했을 때 실험대비 각각 11.4%, 14.7%로 줄어들었다.
Table 5
Comparison analysis results of arrival time compared to experimental results
CASE 2의 경우에는 Fig. 8(b)와 같이 재연소 조건을 고려했을 때, 재연소 조건을 고려하지 않은 해석 결과 대비 최대 압력은 47.2%, 최대 충격량은 169.7% 증가하였다. 실험 결과와 비교하면 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 최대 압력은 43.99%, 최대 충격량은 68.54%차이를 보였으나, 재연소 조건을 고려했을 때 최대 압력과 충격량의 차이가 각각 17.58%, 15.17%로 감소하였다. 첫 번째와 두 번째, 세 번째 최대 폭압 도달시간은 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 실험대비 각각 13.7%, 13.6%, 18.5% 차이를 보였으나, 재연소 조건을 고려했을 때 각각 5.9%, 1.1%, 0.4%로 줄어들었다(Table 5).
CASE 3의 경우에는 개구부가 양쪽으로 있는 관의 형태이기 때문에 평면파가 발생하므로 첫 번째 최대 압력만 존재한다. Fig. 8(c)와 같이 재연소 조건을 고려했을 때, 재연소 조건을 고려하지 않은 해석 결과 대비 최대 압력은 43.9%, 최대 충격량은 57.7% 증가하였다. 실험 결과와 비교하면 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 최대 압력은 45.13%, 최대 충격량은 31.22% 차이가 발생했으나, 재연소 조건을 고려했을 때 최대 압력과 충격량의 차이가 각각 18.08%, 8.47%로 감소하였다. 또한 첫 번째 최대 압력 도달시간은 재연소 조건을 고려하지 않았을 때 실험대비 25.2% 차이를 보였으나, 재연소 조건을 고려했을 때 1.0%로 차이가 크게 감소했다(Table 5).
해석 조건에서 재연소 에너지의 방출은 Fig. 3과 같이 입력한 지속시간()까지 선형적으로 증가한다. 최대 압력과 도달 시간, 충격량에 대한 재연소 에너지 영향 판단은 다음과 같다.
CASE 1 형상의 경우, 재연소 에너지 방출이 최대가 되는 시간은 18ms이며, 측정 게이지의 첫 번째 최대 압력 도달 시간은 0.6ms으로 재연소 에너지의 영향을 거의 받지 않는다. 그러나 구속된 공간에서 벽면에 반사되어 돌아온 두 번째와 세 번째 최대 압력 도달시간은 각각 2.09, 5.29ms로 재연소 에너지의 영향을 더 크게 받는다. 따라서 첫 번째 최대 압력과 도달 시간은 영향을 받지 않지만, 두 번째와 세 번째 최대 압력과 도달 시간은 재연소 에너지의 영향을 받아 실험 대비 차이가 감소했다.
CASE 2 형상의 경우, 재연소 에너지 방출이 최대가 되는 시간은 7.2ms이며, 측정 게이지의 첫 번째, 두 번째, 세 번째 최대 압력 도달 시간은 각각 16.84, 65.63, 109.93ms로 재연소 에너지의 영향을 크게 받는다. 따라서 모든 경우의 최대 압력과 도달 시간은 실험 대비 차이가 감소했다.
CASE 3 형상의 경우, 재연소 에너지 방출이 최대가 되는 시간은 1.5ms이며, 측정 게이지의 첫 번째 최대 압력 도달 시간은 15.62ms로 재연소 에너지의 영향을 크게 받는다. 따라서 최대 압력과 도달 시간은 영향을 받아 실험 대비 차이가 감소했다.
즉, 재연소 에너지 방출이 최대가 되는 시간 이후에 측정되는 폭압 게이지의 경우에는 방출되는 재연소 에너지의 영향을 받아 최대 폭압, 최대 폭압 도달 시간이 크게 영향을 받는다는 것을 알 수 있었다. 이는 내부 폭발조건에서 폭발과 측정지점간의 거리가 멀수록 재연소 에너지에 대한 영향이 크다는 것을 의미한다.
모델링 형상에 대한 판단은 다음과 같다. 길이 대 내부 면적비(L/A)가 큰 형상일수록, 재연소 에너지 방출 시간의 영향을 크게 받기 때문에 최대 폭압과 폭압 도달시간의 실험대비 차이를 크게 감소시킬 수 있었다. 이는 길이가 길어지는 CASE 3과 같은 해석 모델에서 폭발지점과의 거리가 먼 위치에서 측정하는 폭압과 폭압 도달시간의 경우에 반드시 재연소를 고려해야 한다는 것을 알 수 있다.
내부 부피 대 개구부 면적비(V/Aopening)가 큰 형상일수록 충격량의 실험대비 차이를 크게 감소시킬 수 있었다. CASE 2 형상과 같은 구속이 가장 심한 경우에서는 대기중으로 빠져나가는 폭압의 양이 적기 때문에 준정적압력 증가와 더불어 방출된 재연소 에너지의 영향을 같이 받기 때문이다.
본 연구를 통하여 다양한 형상에 대한 내부 폭발조건에서 Edri에 의해 제안된 방법을 전산수치해석에 적용함으로써 재연소 조건을 고려한 내부 폭발의 폭압 전파특성 해석 결과를 실험적으로 검증할 수 있었다. 특히 3종류의 서로 다른 특징의 모양을 가지는 형태에 대한 해석과 실험 결과를 비교함으로써, 장대 터널의 형상에도 제안된 방법을 적용할 수 있다는 것을 알 수 있었다. 또한 재연소 효과가 발생할 수 있는 구속된 공간의 경우, 전산수치해석에 재연소 조건을 추가 적용함으로써 최대 폭압과 충격량뿐만 아니라 폭압 도달시간까지 실험 결과와 유사한 해석 결과를 도출하도록 개선할 수 있었다.
4. 결 론
본 연구에서는 재연소 효과가 발생하는 다양한 형상의 구속된 공간에 대해 내부 폭압전파 해석을 수행하고 실험과 비교하여 해석결과를 검증하였다. 내부 폭발 해석은 3종류(방(CASE 1), 터널(CASE 2), 관(CASE 3))의 서로 다른 특징을 가지는 형상을 고려하여 모델링하였고, 재연소 조건을 적용하여 해석을 수행하였다. 재연소 조건을 해석에 적용한 결과, 재연소 조건을 적용하지 않은 결과 대비 모든 종류의 해석 모델에서 폭압과 충격량 이력 곡선이 실험결과와 유사하게 나타났다.
최대 폭압 측면에서는 재연소 조건을 고려하지 않은 해석에서 실험대비 차이가 최대 45.13% 발생하였으나, 재연소 조건을 고려한 해석에서는 실험대비 차이가 최대 18.08%로 크게 줄어들었다.
최대 충격량 측면에서는 재연소 조건을 고려하지 않은 해석에서 실험대비 차이가 최대 68.54% 발생하였으나, 재연소 조건을 고려한 해석에서는 실험대비 차이가 최대 15.17%로 크게 줄어들었다.
폭압 도달시간 측면에서는 방(CASE 1)의 형태보다는 터널, 관(CASE 2, 3)과 같은 형태에서 차이가 뚜렷하게 나타났다. 방의 형태인 CASE 1에서는 재연소 효과를 고려하지 않은 모델에서 두 번째와 세 번째 폭압도달 시간이 실험대비 각각 13, 21.6% 차이가 발생했으나, 재연소 효과를 고려한 모델에서 실험대비 각각 11.4, 14.7% 차이가 발생하여 실험대비 차이를 약간 줄였다. 그러나 터널과 관의 형태인 CASE 2와 3의 경우 재연소 효과를 고려함으로써 실험과 매우 유사한 결과를 얻을 수 있었다. 재연소 효과를 고려하지 않은 모델에서 폭압 도달시간은 평균 17.5% 차이가 발생했으나, 재연소 효과를 고려한 모델에서 폭압 도달시간은 평균 2.1% 차이가 났다. 따라서 CASE 2, 3과 같은 터널, 관 형태의 구조물에서는 재연소 조건을 적용하게 되면 최대 폭압 도달시간 개선에도 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있었고, 실험 결과와 매우 유사한 결과를 얻음으로써 검증할 수 있었다.
본 연구를 통하여 재연소 조건을 적용할 수 있는 다양한 형태의 구조물에서 하이드로코드를 이용한 전산수치해석이 실험적으로 검증되었으며, 터널이나 관 형태와 같이 본 논문에서 수행되었던 모델링과 유사한 다른 형태에 대한 내부폭발 해석에도 활용될 수 있을 것으로 기대된다.
