1.1 연구 목적 및 시험 평가

본 연구는 6호 장약을 적재한 장약통이 화재에 노출될 시 장약의 발화로 인한 내압 상승이 폭발로 이어지지 않도록 장약통의 폭발 둔감 성능을 확보하는 것을 목적으로 하였다. 둔감 성능은 시험을 통해 종합적으로 평가하며 대표적인 둔감 시험은 SCO(Slow Cook-Off) test 완속가열시험, FCO(Fast Cook-Off) test) 급속가열시험 그리고 BI(Bullet Impact) test 탄자충격시험 등이 있다. 본 논문은 그 중 내부 발화가 원인인 SCO, FCO 시험에 한하여 둔감 성능 평가 결과를 수록하였다.

1.2 둔감 성능 개선 대상

장약통 덮개는 장력식과 스크루식이 있다. 장력식은 Fig. 1과 같이 손잡이를 눌러 덮개를 압착 후 고정하는 방식이다. 특징은 구조가 간단하고 고압에도 강건하나 사용자가 압착력을 조절할 수 없다. Fig. 2와 Fig. 3은 스크루식 덮개의 외관과 단면 형상이다. 스크루식은 장력식에 비하여 구조가 복잡하나 사용자가 볼트를 회전시켜 압착력을 조절할 수 있다. 그리고 스파이더의 강성이 약해 내압이 상승하면 덮개가 분리되어 고압가스가 배출된다.

Fig. 1.

Tension type cover

Fig. 2.

Screw type cover

Fig. 3.

Cross section of screw type cover

1.3 둔감 성능 평가 및 등급

둔감 성능 평가 기준은 Table 1과 같이 반응 종류, 파편의 유무, 파편의 개수와 분포 그리고 주변 피해 정도를 종합적으로 판단하며 등급은 폭굉, 부분 폭굉, 폭발, 폭연, 연소 그리고 무반응 순의 6개로 나누어 평가하였다. 본 연구는 각 시험(SCO, FCO)에서 5등급 이상의 등급을 만족하는 것을 목표로 한다.

Table 1.

Evaluation criteria of insensitivity test

2.1 장력식과 스크루식 덮개의 둔감 성능의 차이

아래의 Table 2는 기존 5호 장약에 대한 장력식 덮개와 스크루식 덮개의 SCO와 FCO 시험의 결과를 정리한 표이다. 장력식 덮개는 폭발 및 폭연으로 인하여 5등급 목표에 미달하였으나 스크루식 덮개는 장약통의 파열이나 파편을 발생시키지 않고 내부 장약이 연소하여 5등급(연소)의 결과를 얻었다.

Table 2.

Insensitivity results of size 5 charge

장력식 덮개(Tension type cover)를 채택한 장약통의 폭발 또는 폭연 발생 원인은 덮개의 구조가 강건하여 내압 상승에도 내부 가스를 배출하지 못해 폭발로 이어지기 때문이다. 반면 스크루식 덮개(Screw type cover)는 상대적으로 낮은 압력에 상부 덮개가 개방되어 폭발 또는 폭연으로 이어지지 않았다. 따라서 내부 고압가스의 조기 배출이 둔감 성능 향상에 중요한 인자이다.

2.2 둔감 성능 향상 설계

둔감 성능 향상을 위해 하부 판을 이용하여 고압 가스의 조기 배출을 유도하였다. 기존의 하부 판 형상은 Fig. 4와 같이 원형의 평판으로 재질은 냉연강을 사용한다. 하부 판은 SCO, FCO 시험에서 5호 장약에서 파열이 발생하지 않았기 때문에 하부 판을 취약하게 설계하여 상부 덮개보다 낮은 압력에서 파열을 유도하는 방법이다. 본 연구에서는 장력식이 스크루식 덮개에 비해 강성이 높은 점을 고려하여 각기의 다른 하부 판과 조합하여 장약통을 제작하고 둔감 성능의 예측 및 평가 작업을 진행하였다.

Fig. 4.

Structure of propellant charge container

2.2.1 장력식 장약통의 하부 판 설계 변경

장력식 덮개에 적용되는 하부 판(이하 장력식 하부판)은 Fig. 5와 같이 응력 집중을 유도하기 위하여 표면에 십자 음각(notch)을 추가하여 내압에 취약하게 설계하였다. 재질은 기존과 동일한 냉연 강판을 적용하였다.

Fig. 5.

Lower panel of tension type charger

2.2.2 스크루식 장약통의 하부판 설계 변경

장력식에 비하여 낮은 압력에 덮개가 분리되는 스크루식은 기존 냉연강보다 현저히 강도가 낮고 온도에 취약한 HDPE(High Density Polyethylene)를 하부 판 재질로 채택하였다. 장약통은 금속이기 때문에 플라스틱인 HDPE를 구속하기 위해 Fig. 6과 같이 HDPE 판의 상하에 고무 재질의 Gasket과 플랜지를 적층하고 볼트로 구속하였다.

Fig. 6.

Lower panel of screw type charger

2.3 설계 변경안의 둔감 성능 사전 검토

위에서 언급한 둔감 성능의 향상이 기대되는 2종의 설계안에 대하여 FEM(Finite Element Method)을 활용하여 사전에 둔감 성능을 예측하였다. 둔감 성능의 평가는 FEM 구조해석을 통해 하부 판의 파열 유무를 기준으로 평가하였다. 구조해석에 사용된 하중은 탄도 예측 시뮬레이션을 통해 얻었다.

2.4 최종 시험 및 검증

하부 판 설계가 변경된 2종의 장약통을 대상으로 SCO, FCO를 각각 2회씩 수행하였다. SCO(완속가열) 시험은 NATO의 AOP-4382^[2]기준으로 시험을 진행하고 FCO 시험은 AOP-4240^[3]을 기준으로 하였다. 둔감 성능의 평가 기준은 이전 페이지 중 1.3의 Table 1과 동일하다.

3.1 FE(Finite Element) 모델

해석 대상인 하부 판을 FE(유한요소격자) 모델로 변환하였으며 내압을 적절히 표현할 수 있는 3D 육면체 요소(Hexahedron)를 사용하였다. FEM 구조해석을 위한 모델링과 결과 확인은 Patran^[4]을 사용하였고 연산을 위한 Solver는 같은 회사의 Dytran^[5]을 사용하였다. FE 모델에 적용된 재질의 물성은 시험 평가서를 기준으로 적용하였다.

3.1.1 장력식 장약통의 하부 판 FE 모델

Fig. 7은 판에 십자 음각(notch)을 추가한 하부판의 유한요소 모델이다. 음각은 응력을 집중시키는 기능을 하고 음각의 형상과 깊이에 따라서 파열 시점이 달라질 수 있다. 본 연구에서는 최소한의 설계 변경을 위해 판의 두께와 재질은 변경하지 않았고 가공성을 고 려하여 음각의 깊이만 1 mm로 설정하였다. 하부 판은 평면에 압축하중이 발생하고 굽힘과 전단 응력의 영향을 받기 때문에 2D Plate 요소보다 3D Volume 요소가 더 적합하다. 3D 요소는 굽힘에 대하여 부정확하므로 이를 보완하고자 두께 방향으로 4층 이상의 육면체 요소(Hexahedron)를 적층하였다. 하부 판은 Fig. 7의 좌측의 빨간 점선 부위에 용접으로 접합되어 있어서 해당 부분의 자유도(1∼6)를 모두 구속하였다.

Fig. 7.

FE Lower panel model of tension type

3.1.2 스크루식 장약통의 하부 판 FE 모델

스크루식 하부 판 역시 동일한 요소와 방법으로 4층의 육면체 요소(Hexahedron)를 적층하여 모델링 하였다. 스크루식은 용접이 볼트 체결이기 때문에 Fig. 8과 같이 하부 판을 구속하는 주변 부품도 FE 모델에 포함하여 해석하였다.

Fig. 8.

FE Lower panel model of screw type

스크루식 장약통의 하부 판을 구속하는 볼트는 FE 모델에서 Fig. 9와 같이 강체 요소를 이용하여 묘사하였다.

Fig. 9.

Section view of screw type lower panel

3.1.3 하부 판 물성

Table 3은 물성 시험 평가서를 기반으로 정리한 스크루식과 장력식 하부 판의 기계적 물성이다. 장력식에 적용될 SPCC(냉연강)은 장약 발화 온도에 비해 용융점이 현저히 높아 금속의 열소성(Thermal plasticity) 특성은 FE 모델에 반영하지 않는다. 반면 스크루식 하부 판에 적용한 HDPE는 온도 상승에 강도가 민감하게 변하기 때문에 시험 환경을 고려하여 121 ℃의 HDPE 물성을 적용하였다. Table 3에서 최대 인장강도는 재료가 파손되는 시점의 응력으로 간주하고 FE 요소의 응력(Von mises stress)이 해당 값을 초과하면 요소를 제거하여 하부 판의 파손을 표현한다. 재료의 기계적 물성은 ASTM A370-21^[6]과 ASTM D638-14^[7]를 기준으로 평가하였다.

Table 3.

Mechanical properties of lower panel

3.2 하중

본 연구의 둔감 성능 시험은 Fig. 10의 6호 장약을 기준으로 하였다.

Fig. 10.

Propellant charge Increment 6

Fig. 11은 강내 탄도 예측 프로그램인 FNGUN에서 계산된 내압 그래프이다. 해당 데이터는 하부 판의 구조해석에 적용될 하중 조건으로 활용된다. 데이터는 폭발 조건에 따라 고호, 저호가 있으나 본 연구는 최대 압력이 저호 대비 2.7배 높은 고호의 데이터를 사용하여 보수적인 결과를 얻고자 한다. 하중 지속시간은 최대 압력이 발생하는 시점(0.009초)으로 제한하였다.

Fig. 11.

Pressure histogram(FNGUN)

Fig. 12는 장력식 하부 판 모델에 균일 분포하중으로 내압을 적용한 그림이며 Fig. 13은 동일한 하중을 스크루식 하부 판 모델에 적용한 그림이다. 실제 장약통 내압은 폭발 시 충격파로 인해 불균일하게 분포할 수 있지만 해당 논문에서는 경계조건을 간소화하기 위해 모든 면에서 균일한 압력이 분포한다는 가정으로 해석을 진행하였다.

Fig. 12.

Pressure distribution of tension type lower panel

Fig. 13.

Pressure distribution of screw type lower panel

4.1 장력식 장약통의 하부판 결과

FEM 구조해석 결과, 장력식 하부 판은 파열이 발생하지 않았다. Fig. 14는 각 시점에서 하부 판의 변형과 응력(Von mises)의 분포를 나타낸다. 초기 0.003초에 하부 판 가장자리에 집중된 응력이 점차 이동 및 발전하여 0.007초에 하부 판 전체에 도달하였다. 0.009초에는 압력이 최대 2200 MPa에 달하지만, 여전히 눈에 띄는 파열 현상이 발생하지 않았다. 하부 판의 최대 응력은 약 240 MPa이다. 결과적으로 음각을 추가한 냉연 강판 하부 판은 둔감 성능이 낮은 것으로 예측된다.

Fig. 14.

Stress distribution of tension type lower panel

4.2 스크루식 장약통의 하부판 결과

FEM 구조해석 결과 스크루식 하부 판은 파열이 발생하였다. Fig. 15는 장력식과 동일한 시점에서 출력한 하부 판의 변형과 응력(Von mises)의 분포이다. 초기 0.003초에 하부 덮개를 구속하는 플랜지에 응력이 집중하였고 0.005초에 이미 국부적인 파열이 시작되었다. 이때 내압은 250 MPa로 6호 장약 최대 압력(2200 MPa) 대비 11 %에 해당한다. 내압이 최대인 0.009초에 플랜지 주변의 요소가 작은 조각으로 완전히 파열되는 민감한 거동을 보였다. 따라서 스크루식 하부 판은 둔감 성능이 높을 것으로 예측된다.

Fig. 15.

Stress distribution of screw type lower panel

5.1 시험 방법

설계 변경한 하부 판을 적용한 스크루식과 장력식 장약통을 대상으로 2종의 시험(SCO, FCO)을 각각 2회씩 수행하였다. SCO 시험 기준인 NATO의 AOP-4382^[2]는 시료가 50 ℃ 열평형을 이룰 때까지 최대 24시간 환경처리 후 폭발 시점까지 1시간당 15 ℃씩 가열하는 방법이다. FCO 시험 기준인 AOP-4240^[2]은 SCO와 절차와 방법이 같지만 온도를 8배 빠르게 상승시켜 단시간에 장약을 발화시킨다.

5.2 장력식 장약통의 시험 결과

장력식 장약통은 장약 5호의 SCO, FCO 시험 결과와 유사하게 내압 상승으로 인한 장약통의 폭발로 이어져 둔감 성능이 4등급에 미쳤다. 2종의 시험을 종합 평가하면 하부 판은 FEM 구조해석에서 예측한 바와 같이 내압에 파열이 발생하지 않았지만, 상부 덮개는 폭발과 함께 장약통에서 이탈하였다. 폭발 후 치명적으로 보이는 파편은 발견되지 않았으나 Fig. 16과 같이 SCO 시험 박스가 폭압으로 파손되었다.

Fig. 16.

Test box after SCO test

아래의 Fig. 17은 SCO 시험 후 장력식 장약통의 외관이다. 순간적인 폭압에 상부 덮개와 함께 지지대가 모두 분리되었다.

Fig. 17.

Tension type charger system after SCO test

Fig. 18은 SCO 시험 후 분리된 장력식 덮개의 형상이다. 덮개의 고정핀이 지지하지 못하는 핀 주변부가 폭압에 심하게 변형하였고 고정핀이 변형되면서 덮개가 지지대로부터 분리된 것으로 보인다.

Fig. 18.

Tension type cover after explosion

아래의 Fig. 19는 SCO 시험 후 장력식 하부 판의 외관이다. FEM 해석의 예측 결과와 비교해 볼 때 전반적으로 유사한 결과를 보인다. 특히 Fig. 14의 시간별 응력 분포 결과에서 초기 0.003초의 응력이 하부 판 가장자리에 집중되었는데 시험 결과도 마찬가지로 가장자리의 변형이 크게 나타난다.

Fig. 19.

Tension type lower panel after explosion

Fig. 20은 FCO 시험 후 장력식 장약통의 상부 덮개와 외관이다. 지지대가 분리되지 않은 점을 제외하면 SCO와 거의 유사하다.

Fig. 20.

Tension type charger system after FCO test

5.3 스크루식 장약통의 시험 결과

스크루식 장약통은 SCO, FCO 시험 결과, 내압이 크게 상승하기 전에 하부 판이 파열되어 둔감 성능이 5등급을 만족하였다. 2종의 시험을 종합 평가할 때 상부 덮개와 장약통은 원형을 그대로 유지하였고 하부 판은 FEM 구조해석 결과처럼 내압 상승 없이 조기 파열되었다. 시험 후 치명적인 파편은 없었고 시험용 박스도 원형을 유지하였다. 아래의 Fig. 21은 SCO 시험 후 스크루식 장약통의 하부 외관이다. FEM 구조해석 결과와 유사하게 플랜지 주변의 하부판이 완전히 제거된 것을 확인할 수 있다. 다만 SCO 시험은 장약통을 장시간 고온에 노출하므로 열에 취약한 HDPE 재질의 특성상 하부 판 일부가 소성변형을 일으켜 플랜지에 융착된 것을 확인할 수 있다.

Fig. 21.

Screw type lower panel after SCO test

아래의 Fig. 22는 FCO 시험 후 스크루식 장약통 하부의 외관이다. FCO 역시 SCO와 동일하게 폭발반응 없이 하부 판만 파열되지만 장력식에 비해 단시간에 장약이 발화하기 때문에 플랜지 주변부에 열융착의 흔적은 발견되지 않았다. 2종 시험의 하부 판의 형상을 종합한 결과, SCO 보다 FCO의 시험 결과가 FEM 구조해석과 더욱 유사한 결과를 나타내었는데 그 이유는 FE 모델에 열소성 거동의 표현에 필요한 하중 및 물성 조건이 포함되어 있지 않기 때문이다.

Fig. 22.

Screw type lower panel after FCO test