대한조선학회논문집 Journal of the Society of Naval Architects of Korea pissn:1225-1143, Vol. 51, No. 5, pp. 380-387, October 2014 eissn:2287-7355, http://dx.doi.org/10.3744/snak.2014.51.5.380 폭발하중을받는보강된방폭벽의동적구조응답특성에관한연구 김상진 1 손정민 1,2 이종찬 1 리춘보 1 성동진 1 백점기 1, 부산대학교선박해양플랜트기술연구원 1 한국해양과학기술원부설선박해양플랜트연구소 2 Dynamic Structural Response Characteristics of Stiffened Blast Wall under Explosion Loads Sang Jin Kim 1 Jung Min Sohn 1,2 Jong Chan Lee 1 Chun Bao Li 1 Dong Jin Seong 1 Jeom Kee Paik 1, The Korea Ship and Offshore Research Institute (The Lloyd's Register Foundation Research Centre of Excellence), Pusan National University 1 Korea Research Institute of Ships & Ocean Engineering 2 This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License(http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. Piper Alpha disaster drew attention to the damage likely to arise from explosions and fires on an offshore platform. And great concerns have been increased to prevent these hazards. Blast wall is one of the passive safety systems; it plays a key part of minimizing the consequences. However, a buckling due to explosion loads is a factor which can reduce the strength of blast wall. The buckling often occurs between web and flange at the center of blast wall. This study aims to find a solution for reinforcing its strength by installing a flat plate at the spot where the buckling occurs. First of all, ANSYS finite element method is adopted to numerically compute the structural resistance characteristic of blast wall by using a quasi-static approach. Sequentially, the impact response characteristics of blast wall are investigated the effect on thickness of flat plate by using ANSYS/LS-DYNA. Finally, pressure-impulse diagrams (P-I diagram) are presented to permit easy assessment of structural response characteristics of stiffened blast wall. In this study, effective use is made to increase structural intensity. of blast wall and acquired important insights have been documented. Keywords : Stiffened blast wall( 보강된방폭벽 ), Explosion loads( 폭발하중 ), Dynamic structural response characteristics( 동적구조응답특성 ), Permanent deflection( 영구처짐량 ), Pressure-impulse diagram( 압력-충격량곡선 ) 1. 서론 해양구조물은운용시화재, 폭발, 오일누출등다양한위험에노출되어있다. Table 1은과거해양구조물에서발생한사고중심각한결과를초래한사고를정리하였다. 이중에서도가장심각한결과를초래한사고는폭발사고로, 1988 년 Piper Alpha 와 2010 년 Deepwater Horizon' 사고이다. 두사고는인명피해와해양생태계에심각한문제를야기하였으며, 국제적으로해양구조물설비의설계시위험도평가의중요성을다시한번상기시킨사례이다. 이와같이해양구조물은운항시화재및폭발사고와같은고위험성이존재하며, 이를방지혹은피해를최소화하기위하여위험도를감소시키는안전시스템설계가요구된다 (Paik & Thayamballi, 2007). 해양구조물에는유정속의고압가스, 물, 원유등이분출하여발생하는사고를방지하기위해폭발방지장치 설비또는분출압력을낮추는장치등다양한안전시스템이설치된다. 본연구에서는안전시스템중사고발생후피해를최소화하여위험도를감소시키는설비인방폭벽을대상으로한다. 이는적은비용으로도충분히위험도를낮출수있어해양구조물상부구조물을비롯해산업전반에걸쳐비용효과제어수단으로폭넓게사용된다. Fig. 1은현재해양구조물에설치되는전형적인파형방폭벽으로, 주름형식의판으로구성된다. 일반적인방폭벽을대상으로한구조응답특성및안전성평가는활발하게연구되어왔다. HSE (2003; 2004; 2006) 는 1/4크기의방폭벽을대상으로한실험, 해석적및수치적방법을통하여방폭벽의구조응답특성을알아보았으며, Sohn, et al. (2013) 은실제운항중인 FPSO 의방폭벽을대상으로비선형구조해석을수행하였다. Paik (2011) 은부유식원유생산저장하역설비를대상으로한정량적폭발위험도평가를통하여산정된폭발설계하중에따른 접수일 : 2014 년 1 월 2 일 1 차수정일 : 2014 년 6 월 9 일 게재확정일 : 2014 년 9 월 16 일 Corresponding author : jeompaik@pusan.ac.kr, 051-510-2429

김상진 손정민 이종찬 리춘보 성동진 백점기 Table 1 Landmark past accidents (Chritou & Konstantinidou, 2012) Offshore Name Date Location Event Consequence Alexander L. Kielland 1980.03.27 North Sea Failure 123 fatalities Ixtoc I 1979.07.03-1980.03.23 Gulf of Mexico Blowout Estimated 3.5 million barrels Piper Alpha 1988.07.06 North Sea Explosion 167 fatalities Ekofisk B 1977.04.22-1977.04.30 North Sea Blowout 80,000-126,000 barrels Deepwater Horizon 2010.04.20 Gulf of Mexico Explosion, Blowout 11 fatalities, over 4 million 방폭벽의안전성평가절차를제시하였으며, Kim, et al. (2011) 은 1/4 크기파형방폭벽의최적화를위하여방폭벽의주요설계변수에따른구조응답특성을살펴보았다. 의좌굴이발생하는위치에보강판을부착하여, 방폭벽의구조강도를조사하였으며, 보강판의위치와두께를달리하여동적구조응답특성을살펴보았다. Fig. 1 Typical blast wall on offshore structures (Mech-Tool Korea Inc., 2013) 또한, Kang, et al. (2012) 는소성영역까지고려하는경우, 파형형태의방폭벽이적합함을확인하였다. 그러나, 파형방폭벽은폭발하중을받을시, 처짐과함께좌굴이발생하면서그강도가현저히떨어진다. Fig. 2는실험및유한요소해석에서나타난폭발하중을받는방폭벽의웹 (web) 과플랜지 (flange) 에발생된좌굴 (buckling) 을보여주고있다. 이러한좌굴은발생전과후의구조강도에큰차이를야기하며, 특히, 좌굴이발생하는시점에서구조물이하중에저항하는정도는현저히떨어진다. Fig. 3은전형적인파형방폭벽에삼각형상의폭발하중 ( bar) 이가해졌을경우 ANSYS/LS-DYNA (2013) 를통해계산된시간대비처짐곡선을보여준다. 하중이증가하는시점 ( - ) 까지는하중- 처짐선도는선형성을유지하다가, 하중이감소하는시점에 ( - ) 서는좌굴이발생하여하중량이작음에도불구하고구조본연의강도가저하되어처짐량이급격히증가하는것을알수있다. 본논문에서는이지점을좌굴점 (buckling point) 이라정의하였다. 하중이끝난이후 ( - ) 에는비선형구조거동인좌굴로인해소성변형이발생하였음을알수있다 (Kim, et al., 2011). 본연구는웹과플랜지에발생하는좌굴을방지, 혹은충격흡수를통한좌굴점지연을위한방안을모색하였다. 기존방폭벽 (a) Experimental method (b) FEM Fig. 2 Web buckling of blast wall under explosion impact pressure (HSE, 2004; Sohn, et al., 2013) Deflection at the plate center (mm) 50 0-50 -100-150 -200-250 -300 P peak =1.18bar t o Buckling point 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 Time (sec) w p t m =0.031 t dur =0.079 t term Fig. 3 Deflection-time history of 1/4-scale blast wall (Kim, et al., 2011) JSNAK, Vol. 51, No. 5, October 2014 381

폭발하중을받는보강된방폭벽의동적구조응답특성에관한연구 2. 대상구조물 2.1 대상구조물본연구에사용된대상구조물은부유식원유생산저장하역설비상부구조물에설치되는방폭벽으로작업인부의안전을지키기위해수용시설앞에설치된다. Fig. 4는기존의방폭벽과연결부의주요치수를나타낸다 (HSE, 2003). 우선적으로, 보강판을부착하는지점을선정하기위해좌굴이발생하는위치를조사하였다. 함께연속적으로구성되며, 폭은 180mm 로제한하였으며, 보강판의두께별영향을조사하기위해 4mm 와 8mm 를비교하였다. 기하학적비선형을묘사하기위해파형판과보강판은 4절점 shell 요소를사용하였으며, 연결부는 8절점 solid 요소로구성하였다. 파형판과연결부는용접으로고정되어있으므로, 접합된위치의절점을공유시킴으로써상이한요소자유도를일치시켰다. 파형판의요소크기결정은동일한충격하중에대하여흡수에너지, 최대변형량을기준으로요소의크기를변화하여요소개수에대한수렴도분석을통해유한요소의크기를 4mm 로결정하였다 (Paik, 2011). 1020 Primary support 9 4900 12 260 140 80 40 580 1020 1028 100 4900 mm 2450 mm 2450 mm (a) Single stiffened model 2273 mm 2273 mm (b) Double stiffened model 574 1028 180 6 574 160 160 354 Unit: mm 180 6 Fig. 4 Dimensions of unstiffened blast wall (HSE, 2003) 160 160 354 (C) Stiffened plate Fig. 6 Schematic of target blast wall Unit: mm 2.2 재료물성치 (a) Without stiffened plate (b) With stiffened plate Fig. 5 Location of buckling point of with and without flat type stiffeners Fig. 5(a) 에서보이는바와같이보강판를부착하지않을경우에는구조물의가운데에좌굴이발생하였으며, 중앙지점에보강판을설치할경우, Fig. 5(b) 와같이보강판위치에서일정한간격을두고대칭적으로좌굴이발생하였다. 본연구에서는보강판의위치에따른영향을살펴보기위해 Fig. 6과같이 2가지의방안을고려하였다. 1안의경우기존의방폭벽에서좌굴이발생하는중앙부에보강판을위치하였으며, 2안은 Fig.5(b) 에서좌굴이발생하는지점에보강판을배치하였다. 보강판은파형구조물과 일반적으로폭발하중과같은충격하중을받는구조물의항복응력은준정적항복응력보다증가한다. 이러한동적효과를변형률속도효과 (Strain-rate effect) 라고하며, 폭발하중과같은동적하중을받는구조물의구조해석시이를고려하여야한다. Cowper and Symonds (1957) 는정적항복강도와실험을통해얻어진재료별보정계수를통해변형률속도효과가고려된동적항복응력을계산하는식을다음과같이제안하였다. (1) 여기서, 는동적항복응력, 는정적항복응력, 는기준점에서의측정된변형과하중속도의비 ( ) 로정의 382 대한조선학회논문집제 51 권제 5 호 2014 년 10 월

김상진 손정민 이종찬 리춘보 성동진 백점기 된다. 또한, 와 은재료시험으로부터얻어진계수이다. 일반적으로방폭벽의구조거동분석시, 최대처짐및영구처짐의관점으로구조물을분석하기에파단변형률은고려하지않았다. 본연구에사용된재료는연강이며, 응력- 변형률곡선은완전탄소성모델로가정하였다. 관련물성치는 Table 2에표기하였다. Table 2 Material properties of blast walls 235MPa 205800MPa 7850kg/m 3 0.3 40.4/s 5 2.3 고유주기동적하중을받는구조물의구조응답은하중의지속시간과구조물의고유주기의비에따라거동영역이달라지며, NORSOK (1999) 에서는이들의비에따라다음과같이준정적, 동적, 충격영역으로구분한다. - 준정적 (Quasi-static) 영역 : - 동적 (Dynamic) 영역 : (2) - 충격 (Impulsive) 영역 : 여기서, 는고유주기이며, 는하중의지속시간이다. 방폭벽의동적영역을정의하기위해모델별로고유주기를조사하였으며, Table 3에정리하였다. Table 3 Natural period of blast walls Type of stiffener Natural period (s) Unstiffened model 0.04900 Peak Pressure t d /2 time t d (a) symmetrical triangular pulse load y (b) loading direction Fig. 7 Applied blast loading conditions for blast wall Table 4 Loading conditions Duration(s) P peak (bar) 0.031 0.038 0.05 0.056 0.063 0.075 1 0.062 0.076 0.100 0.112 0.126 0.150 2 0.031 0.038 0.050 0.056 0.063 0.075 3 0.021 0.025 0.033 0.037 0.042 0.050 4 0.016 0.019 0.025 0.028 0.032 0.038 5 0.012 0.015 0.020 0.022 0.025 0.030 2.5 경계조건 해양구조물에설치되는방폭벽은동일한파형의연속이기때문에양끝은대칭조건을사용하였으며, 위 아래면은상하부데크 (deck) 에용접되므로완전고정하였다. Fig. 8은본연구에적용된경계조건을보여준다. Single stiffened model (4mm) 0.04976 Single stiffened model (8mm) 0.05045 A x A-A'/ B-B': Symmetric condition A Double stiffened model(4mm) 0.04993 Double stiffened model(8mm) 0.05129 2.4 하중조건본연구에서는 Fig. 7과같이최대압력 ( ) 과지속시간 ( ) 으로정의되는이등변삼각형형상의폭발하중을적용하였으며, 하중의방향은파형판의수직으로작용하였다. 시간에따라발생되는하중의면적은구조물에전달되는충격량으로정의된다. 최대압력의크기및지속시간에따른영구처짐량과보강판유무에따른동적구조응답특성을살펴보기위해 Table 4와같이시나리오를선정하였다. B B z A'-B': All fixed A-B: All fixed Fig. 8 Boundary conditions for blast wall 3. 해석결과 3.1 정적하중을받는구조물의구조응답특성동적구조응답을살펴보기에앞서, ANSYS (2013) 를활용하여, 정적하중하에서의구조물의비선형성거동을살펴보았다. 준정적해석에서의구조응답은구조물의하중이력시간보다구조물의강성에의존하며, 결과는 Fig. 9에도시하였다. JSNAK, Vol. 51, No. 5, October 2014 383

폭발하중을받는보강된방폭벽의동적구조응답특성에관한연구 Lateral pressure (bar) 1.6 1.2 0.8 0.4 Without stiffener With 4mm single stiffener With 8mm single stiffener With 4mm double stiffeners With 8mm double stiffeners 횡축은충격량, 종축은압력 ( 하중 ) 으로구성되며, 구조물이받는손상 ( 최대변위 ) 은압력과충격량의조합으로표기된다. 구간에따라, 충격량변화에민감한충격영역 (impulsive sensitive region), 압력과충격량변화에민감한동적영역 (dynamically sensitive region) 그리고압력변화에민감한압력영역 (Pressure sensitive region) 으로나누어진다. 3.3 동적하중을받는구조물의구조응답특성 900 Peak Pressure= 1 bar 0 0 100 200 300 400 500 Deflection (mm) Fig. 9 Maximum deflection of blast wall under quasi-static load 선형구간이끝나는지점인약 0.6bar 가본모델의좌굴점으로판단되며, 탄성처짐량한계는 40mm 이고, 소성처짐량의한계는약 440mm 이다. 좌굴점은보강판의배치로인한차이는없으며, 좌굴발생지점의차이가좌굴후의강도차이를야기한다. 보강판이부착될경우정적강도는증가하였으며, 이는부착된보강판이기존구조물보다높은강성을가짐으로써구조물의비선형거동영향을약화시킴을의미한다. 이를통해 2안보다는 1안이강도향상에적합함을알수있으며, 부착된판의두께는방폭벽의강도에영향이없음을확인할수있다. 3.2 압력 - 충격량선도 방폭벽설계시, 설계자는구조의전반적인동적거동이력보다특정한하중에서의구조물의손상 ( 최대처짐량, 영구영구처짐량 ) 에관심을가진다. 압력 -충격량선도 (pressure-impulse diagram) 는방폭벽의손상에대한평가를용이하게하며, Fig. 10 에나타내었다. Pressure (bar) 8 6 4 2 0 0 Impulse sensitive region Less Damage More Damage Curve of constant damage Pressure sensitive region 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15 Fig. 10 Typical pressure-impulse diagram Permanent deflection (mm) Permanent deflection (mm) Permanent deflection (mm) 800 700 600 500 400 Dynamically sensitive region Typical blastwall With single stiffener (t=4mm) With single stiffener (t=8mm) With double stiffener (t=4mm) With double stiffener (t=8mm) 300 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 (a) P peak =1.0bar 1400 Peak Pressure= 3 bar 1300 1200 1100 1000 900 800 1500 1400 1300 1200 1100 1000 900 Dynamically sensitive region Pressure sensitive region Typical blastwall With single stiffener (t=4mm) With single stiffener (t=8mm) With double stiffener (t=4mm) With double stiffener (t=8mm) 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 Peak Pressure= 5 bar Dynamically sensitive region (b) P peak =3.0bar Pressure sensitive region Typical blastwall With single stiffener (t=4mm) With single stiffener (t=8mm) With double stiffener (t=4mm) With double stiffener (t=8mm) 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 (c) P peak =5.0bar Fig. 11 Permanent deflection of blast wall 384 대한조선학회논문집제 51 권제 5 호 2014 년 10 월

김상진 손정민 이종찬 리춘보 성동진 백점기 본논문에서는수치시뮬레이션을통해얻어진동적구조응답의영역을재분류하였다. Fig. 11 은폭발하중을받는방폭벽의보강판유무및두께에따른영구처짐량을나타낸다. 동적구간에서는충격량이구조물에큰영향을미치며, 준정적영역에서는압력이구조물에큰영향을미침을알수있다. 즉, 준정적영역이민감한압력영역이며, 충격량의증가로도일정한영구변형량을가짐을알수있다. 또한, 정적해석결과와동일하게 1안의경우강도향상에효과를보였으나, 2안의경우기존의파형판과차이가크지않음을알수있다. 이러한차이는압력이커질수록뚜렷하게나타났으며, 부착된판의두께의영향은미미하였다. 이는고압의가스가누출되었을경우, 얇은판을좌굴지점에설치함으로써발생할수있는피해를줄이고, 피해규모를최소화시킬수있는방안임을증빙한다. 상대적으로큰압력이발생하는 5bar 가작용하는경우, 충격량이 0.06bar s 보다클때영구처짐량의변화가급격히증가하는것을알수있다. 이는파형방폭벽이횡압력에의해좌굴발생을지나판의형태로변하여파형판의연결부에발생하는응력증대로급격한처짐이추가발생하였다고사료된다. 3.4 압력-충격량선도 FABIG (1999) 에따르면, 일반적으로길이 /40 에서길이 /25 까지를최대허용범위로지정한다. 그러나, 연결부의형상에따라, 허용범위가달라진다고명시되어있다. 본논문에서는파형판양끝에브래킷이연결되어더많은처짐이허용되므로, 100mm 와 400mm 에서의압력 -충격량선도를작도하였으며, Fig. 12에제시하으며, 제안된식의계수는 Table 5에정리하였다. Peak pressure (bar) 6.0 5.0 4.0 3.0 2.0 1.0 : FEM without stiffener : FEM with single stiffener (t=8mm) : Proposed eq. without stiffener : Proposed eq. single stiffener (t=8mm) Permanent deflection=100mm 0.0 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 일반적인방폭벽과효과가가장좋은 1안 (t=8mm) 을파형방폭벽의동적구조응답특성을이용하여압력- 충격량선도 (pressure-impulse curve) 를생성하여비교하였다. 식 (3) 은계산된수치데이터를바탕으로제시된파형곡선함수이다. 함수와수치데이터와의제곱오차합을구하고이를최소가되도록각변수에계수를부여하였다. Pr (3) Peak pressure (bar) 6.0 5.0 4.0 3.0 2.0 (a) : FEM without stiffener : FEM with single stiffener (t=8mm) : Proposed eq. without stiffener : Proposed eq. single stiffener (t=8mm) 1.0 여기서, Pressure 는최대압력, Impulse 는충격량그리고 α, β, γ는다항식계수를나타낸다. 제시된계수의값은 Table 5에정리하였다. 본연구에서최대변형량이아닌하중이작용한뒤구조물의영구처짐량을관찰하였다. 영구처짐량은시간 -하중곡선이후의구조물의거동으로구조물이탄성변형을넘어소성변형이발생한값이다. Table 5 Coefficient for proposed equation (mm) 100 400 Model type α β γ Unstiffened -432.945 118.539 0.049 Single stiffened -3847.722 167.151-0.135 (t=8mm) Unstiffened -687.443 60.485-0.219 Single stiffened (t=8mm) -1145.383 85.760-0.570 Permanent deflection=400mm 0.0 0.000 0.010 0.020 0.030 0.040 (b) Fig. 12 P-I diagrams Fig. 12 는식 (3) 을이용하여표현된처짐량에따른압력- 충격량선도를나타내고있다. Fig. 12 에서알수있듯이보강판의유무및보강판의두께에따른영향은민감한압력영역에서는미비하며, 민감한동적영역에서민감한충격영역으로진행되면서영향이증대된다. 민감한충격에서는소성을발생시키는데필요한충격량이기존의방폭벽에비해 1안이최대 2배가되며, 이는보강된방폭벽의강도가최대 2배증가하였다는것을의미한다. Table 6에서는제안된식과수치해석시뮬레이션을통해계산된값을검증하였다. JSNAK, Vol. 51, No. 5, October 2014 385

폭발하중을받는보강된방폭벽의동적구조응답특성에관한연구 Table 6 Comparison of the results of the FEA and proposed equation (mm) 100 Model type Unstiffened Single stiffened (t=8mm) Pressure (bar) Impulse (bar s) FEA Proposed eq. Propose Eq./FEA (mm) Model type Pressure (bar) Impulse (bar s) FEA Proposed eq. Propose Eq./FEA 0.0083 1 1.00 1.00 0.0314 1 1.00 1.00 0.0038 2 2.01 1.01 0.0140 2 2.03 1.02 0.0023 3 3.09 1.03 Unstiffened 0.0107 3 2.86 0.95 0.0019 4 3.72 0.93 0.0082 4 4.37 1.09 0.0012 5 5.22 1.04 0.0078 5 4.70 0.94 400 0.0084 1 1.00 1.00 0.0319 1 1.00 1.00 0.0042 2 2.01 1.01 Single 0.0157 2 2.02 1.01 0.0031 3 2.95 0.98 stiffened 0.0129 3 2.89 0.96 0.0024 4 4.19 1.05 (t=8mm) 0.0109 4 4.42 1.11 0.0022 5 4.83 0.97 0.0107 5 4.62 0.92 mean 1.00 mean 1.00 COV 0.0355 COV 0.0622 5. 결론 References 본연구에서는좌굴을방지또는충격흡수를통해좌굴점을지연하기위한방안으로기존의방폭벽에얇은판이부착된새로운형태의방폭벽의동적구조거동이조사되었다. 이를바탕으로다음과같은결론을내었다. - 방폭벽의높이방향중앙에판형태의보강판을설치할경우방폭벽이가지는강성의향상으로 6.5-9.5% 정도의처짐을감소시킨다. - 2가지의해석모델중 2개의얇은판이부착된 2안보다, 1개의얇은판이부착된 1안의영구처짐이작았으며, 이는초기모델에서의좌굴이발생하는지점에서의보강이중요함을알수있다. - 보강재의유무에따른강도향상은확연히나타났지만, 보강재두께에따른영향은크게나타나지않았다. - 특정한하중에서의구조물의손상에대한평가를용이하게하는설계기법인압력 -충격량선도를제시하였다. - 폭발하중은높은압력과짧은지속시간을유발하는현상으로, 압력-충격량선도의민감한충격영역에속한다. 폭발하중이발생하면, 보강재를부착한구조물이상대적으로더큰충격량을흡수할수있다. 본연구는향후해양구조물폭발사고시방폭벽의강도증가와효율적인제작에유용한지침서가될것이다. 후기 이논문은 2014 년도정부 ( 미래창조과학부 ) 의재원으로한국연구재단의지원을받아수행된해외우수연구기관유치사업연구임 (2014040731) ANSYS, 2013. User s Manual (Version 14.0). ANSYS Inc.: Pennsylvania. ANSYS/LS-DYNA, 2013. User s Manual (Version 14.0). ANSYS Inc.: Pennsylvania. Chritou M. & Konstantinidou M., 2012. Safety of Offshore Oil and Gas Operations Lessons from Past Accident Analysis. Report EUR 25646 EN. Roma: EUR. Cowper, G.R. & Symonds, P.S., 1957. Strain-hardening and strain-rate effects in the impact loading of cantilever beams. Division of Applied Mathematics. Rhode Island: Brown University. Fire and Blast Information Group (FABIG), 1999. Technical Note 5 on Design Guide for Stainless Steel Blast Walls, Berkshire: FABIG. Health and Safety Executive (HSE), 2003. Research Report 124 on Pulse Pressure Testing of 1/4-scale Blast Wall Panels with Connection, London: HSE. Health and Safety Executive (HSE), 2004. Research Report 146 on Analysis and Design of Profiled Blast Walls, London: HSE. Health and Safety Executive (HSE), 2006. Research Report 404 on Pulse Pressure Testing of 1/4-scale Blast Wall Panels with Connection (Phase II), London: HSE. Kang, H.R. Lee, J.S. & Min, J.H., 2012. The structure 386 대한조선학회논문집제 51 권제 5 호 2014 년 10 월

김상진 손정민 이종찬 리춘보 성동진 백점기 analysis of explosion pressure of the blast wall. Paper presented at the Conference of the Korean Association of Ocean Science and Technology Societies, Daegue, Korea, 31 May - 6 June 2012, pp.1794-1798. Kim, B.J. Kim, B.H. Sohn, J.M. Paik, J.K. & Seo, J.K., 2011. A Parametric Study on Explosion Impact Response Factors Characteristics of Offshore Installation s Corrugated Blast Wall. Journal of Korean Society of Ocean Engineering, 26(3), pp.46-54. Mech-Tool Korea Inc., 2013. [Online] Available at: http://www.mechtoolkorea.com [Accessed 15 April 2013] Norway Standards (NORSOK), 1999. NORSOK N003 on Action and Action Effects, Norway: NORSOK. Paik, J.K., 2011. Explosion and Fire Engineering of FPSOs (Phase III): Nonlinear Structural Consequence Analysis. LRET Research Centre of Excellence, Pusan National University: Busan. Paik, J.K. & Thayamballi, A.K., 2007. Ship-shaped Offshore Installations; Design, Building, and Operation. Cambridge University Press: Cambridge. Sohn, J.M. Kim, S.J. Kim, B.H. & Paik, J.K., 2013. Nonlinear Structural Consequence Analysis of FPSO Topside Blast Walls. Ocean Engineering, 60, pp.149-162. 김상진손정민이종찬리춘보 성동진 백점기 JSNAK, Vol. 51, No. 5, October 2014 387