ISSN: 1738-7167
DOI: http://dx.doi.org/10.7731/KIFSE.2014.28.5.037
공동주택 화재 시 화재크기 및 실내 개구부 크기가 화재풍속에 미치는 영향에 관한 수치해석적 연구
서찬원 · 신원규
†
충남대학교 기계공학과
Numerical Study on the Effect of Heat Release Rate and Interior Opening on Fire Flow Velocity in the Case
of Interior Fire in an Apartment Building
Chanwon Seo · Weon Gyu Shin†
Department of Mechanical Engineering, Chungnam National University (Received September 11, 2014; Revised October 6, 2014; Accepted October 17, 2014)
요 약
재실자가 부속실로의 피난 시 부속실 송풍기가 작동하기 전단계에서는 실내화재로 인한 풍속이 발생하여 부속실 개방 과 더불어 연소생성물이 부속실을 오염시켜 피난장애의 결과를 가져올 수 있다. 이로인한 화재크기 및 실내 개구부 크기 가 화재풍속에 미치는 영향을 확인하기 수치해석 연구를 수행하였다. 수치해석에서는 화재크기 및 실내 개구부 크기를 달리하였고, 실제의 공동주택 형상과 치수를 반영하였다. 수치해석 결과, 화재크기별 실내의 개구부 크기에 따라서 중성 대 높이가 변화하여 부속실로 흐르는 화재풍속 특성이 다르게 나타남을 확인할 후 있었다. 또한, 실내 중성대가 높은 곳 에 형성된 경우에는 방화문 상 · 하부에서 화재풍속의 차이가 나타남을 확인할 수 있었다.
ABSTRACT
In the case of interior fire in an apartment building, contamination of vestibule area by fire smoke before air fan operat- ing when fire doors are open makes the evacuation of people very difficult. In order to investigate the effect of heat release rate (HRR) and interior opening on fire flow velocity, numerical simulations using Fire Dynamics Simulator were carried out. In simulations, actual dimensions and configuration of an apartment building were considered and interior leakage and HRR were varied. From simulation results, it was found that fire flow velocity distribution is significantly influenced by HRR and interior opening resulting in the change of the location of a neutral plane. Also, it is shown that there is a larger difference of the fire flow velocity between upper and lower part of the fire door when the neutral plane becomes closer to the ceiling.
Keywords : CFD, FDS, Fire flow velocity, Neutral plane, Interior opening
1. 서 론
건축물과 같은 구획된 건물화재의 경우 시간에 따른 화 재현상의 변화여부에 따라 연료지배형 화재와 환기지배형 화재로 구분한다(1). 전실화재(flashover) 이후에 발생하는 환기지배형 화재의 경우에는 산소농도가 급격히 떨어져 창문 등으로 부터 공급되는 공기량에 의해 지배되는 화재 로서 실내 환기요소에 의한 영향을 많이 받게 된다. 반면 에, 전실화재 전 단계에서 나타나는 연료지배형 화재의 경 우에는 실내의 공기만으로도 연소반응에 필요한 산소 공
급이 충분하여 화재성장에 있어서는 큰 영향이 없다.
Figure 1에서는 구획화재의 화재성상을 나타내며 성장기 간(τgrow), 정상기간(τmax), 감쇠기간(τdecay)로 구분되는데(2), τgrow 구간을 연료지배형 화재, τmax 구간을 환기지배형 화 재라 할 수 있다.
화재성장단계에서의 화재성장곡선은 화재크기가 시간의 제곱에 비례하여 빠르게 성장(1)하므로 재실자의 피난이 매 우 중요하게 고려되어야 한다. 화재성장단계에서 피난을 위하여 거실방화문이 개방될 경우 실내 화재로 인한 연소 생성물이 부속실로 이동할 수 있다. 이를 위하여 본 논문
†
Corresponding Author, E-Mail: [email protected]
†
TEL: +82-42-821-5647, FAX: +82-42-822-5642
에서는 이러한 연소생성물의 실내에서 부속실로의 이동속 도를 화재풍속(fire flow velocity)로 정의하였는데, 이는 방연풍속의 반대개념이라 할 수 있다. 화재풍속은 열방출 율 및 열유동 특성에 의해 영향을 받는다.
화재로 인한 열방출율 및 열유동에 관한 수치해석적 연 구는 Moon 등은 댐퍼의 위치에 따라 화재크기가 100 kW 부터 600 kW까지 구분하여 방화문에서 부속실로 열 유동 및 연기유입 현상에 대하여 fire dynamics simulator (FDS)를 이용한 수치해석을 수행하였으며(3), Ahn 등은 주 거공간에 배치된 가연물의 열역학적 연소모델을 구현하여 열방출율 및 총발열량을 수치해석과의 비교 검증 하였으 며(4), Mun 등은 비정상(unsteady) 화재성장이 발생되는 반 밀폐된 구획에서 환기부속화재의 열 및 화학적 특성에 관 한 FDS의 예측성능 평가를 수행하였고(5), Kwon 등은 FDS를 통한 초고층 주상복합건축물의 화재 사고 분석에 서 건축물 외장재 화재의 경우 바람이 작용하는 경우가 그 렇지 않은 경우에 비해 빠른 수직, 수평 화염 확대를 나타 냄을 확인하였다(6). Ferng 등은 전산유체역학(computational fluid dynamics, CFD)을 이용하여 스프링클러의 다양한 액적 크기에 대한 화재진압 및 제어 특성에 대한 메카니즘 을 연구하였다(7). Tilley 등은 아트리움 화재에서 smoke and heat control (SHC) system 설계에 있어서 연층높이에 영향을 미치는 발열량(heat release rate, HRR)과 질량유량 (mass flow rate), 환기요소 등의 변수에 대한 수치해석을 수행하였다(8).
기존 연구는 화재발생에 대한 열방출율, 열유동, 연기층 높이 등에 관한 수치해석적 연구에 집중되어 있다. 본 연 구에서는 기존의 연구에서 다루어지지 않았던 화재가 빠 르게 성장하는 연료지배형 화재에서 재실자가 피난 시 부 속실 문의 개방될 경우 발생하는 화재풍속에 대한 연구에 그 목적이 있다. 이를 위하여 화재 크기별, 실내 개구부 (interior opening)별 화재풍속에 미치는 영향과 그 특성을 해석하고자 한다. 또한, 이러한 화재풍속의 크기와 실내 중성대와의 상관관계를 확인하고자 한다. 참고로, 중성대
는 화재실 내부 연기가 유출되는 상부지점과 외부 공기가 유입되는 하부지점과 만나는 경계지점으로(1) 연소에 의한 실내 상부의 압력이 상승하여 생기는 현상이다.
2. 수치해석방법
2.1 수치해석 방법(9)
본 연구에서는 수치해석을 위해 미국의 national institute of standards and technology (NIST)에서 개발한 CFD기반 의 유한 체적법(finite volume method, FVM)을 이용하는 FDS Ver. 5.5 solver를 사용하였고, 전처리를 위하여 PyroSim 2011을 이용하였다. FDS는 화원에서 발생하는 저 속(low mach number)의 열과 연기의 해석이 가능한 것으로 열유동에 대하여는 Navier-Stokes 방정식을 기반으로 계산 한다. FDS에서는 난류 유동 해석을 위해 FDS에서는 direct numerical simulation (DNS)와 large eddy simulation (LES) 중에서 선택하여 해석이 가능한데, 본 연구에서는 모델격자 및 해석시간 등을 고려하여 LES모델을 선택하고 연소모델은 혼합분율 연소모델(mixture fraction combustion model)을 사용하여 해석을 수행하였다.
2.2 유체역학모델과 연소모델
FDS에서 사용되는 유체역학모델과 연소모델에 대한 지 배방정식은 아래와 같다(9).
2.2.1 유체역학모델
뉴턴 유체에 대한 질량, 운동량 및 에너지 보존 방정식 과 이상기체 상태방정식은 다음과 같다.
질량보존방정식
(1)
운동량보존방정식
(2)
에너지보존방정식
(3)
이상기체방정식
(4) 여기서, ρ는 밀도, t는 시간, u는 속도, 는 입자의 증 발속도, 는 방향 벡터, g는 중력가속도, fb는 단위체적당 외부 힘 벡터, τij는 점성 응력 텐서, h는 엔탈피, p는 압력, 는 단위체적당 열 방출율, 는 입자의 열 방출율, 는 열전달 벡터, ε는 소산율(dissipation rate), R은 일반기 체상수, T는 온도, 는 가스혼합물의 분자량을 의미한다.
∂ρ∂t
--- + ∇ ρu = m·'''⋅ b
∂t∂
----( ) + ∇ ρuu + ∇p = ρg + fρu ⋅ b + ∇ τ⋅ ij
∂
∂t----( ) + ∇ ρhu = ρh Dp
--- + q·Dt ''' − q·'''b − ∇ q·'' + ε
⋅ ⋅
p = ρRT ---W
m· '''b
∇
q·''' q·'''b
q·''
W Figure 1. Modeling of heating-speed curves(2).
2.2.2 연소모델
FDS에서 사용되는 연소모델은 혼합분율 연소모델과 아 레니우스(Arrhenius) 반응식에 기초한 개별가스 종류반응 식이 있다. 후자의 경우에는 난류유동을 DNS에 의하여 해석할 때 사용되어지고, LES에 의한 해석에 있어서는 혼 합분율 연소모델을 사용한다. 혼합분율 연소모델과 혼합분 율 방정식은 다음과 같다.
(5)
(6)
여기서, C는 탄소를 의미하며, H는 수소, O는 산소, N은 질소, M은 연소생성물의 종당 평균 몰 질량, s는 연기, vi는 i성분의 화학양론계수, Z는 혼합분율, Y는 질량분율, W는 분자량, F는 연료, x는 연소반응의 전화율을 의미한다.
2.3 모델링 및 경계조건
본 연구에서는 공동주택의 부속실의 실제형상과 치수를 반영하여 해석을 수행하였으며, 제시된 공간의 해석영역은 Figure 2와 같다. 실제도면에서의 상세한 해석공간의 수치 는 Figure 3과 같으며 거실 높이는 2.4 m이고, 해석 시 실
내의 방문은 모두 닫혀있는 것으로 가정하여 해석을 수행 하였다.
Figure 3에서 1.2 m는 방화문의 폭으로 높이는 2.2 m이 며, 실내의 개구부(Figure 3의 opening 참조)의 경우 개구 부 밑면은 바닥으로부터 최소 높이가 1.8 m에 위치하도록 설정하였고, 0.01 m2 (0.1 m × 0.1 m), 0.09 m2 (0.3 m × 0.3 m), 0.25 m2 (0.5 m × 0.5 m), 0.5 m2 (1 m × 0.5 m)를 의미한다. 화원은 거실 가운데 위치하며 크기는 1 m × 1 m 이며, 벽의 두께는 0.2 m이다.
화재초기의 연료지배형 화재의 경우에는 실내의 개구부 의 존재 여부는 화재의 성장속도에는 큰 영향을 미치지 않 는다고 알려져 있으나(1), 실내의 연소반응에 의한 내부 기 압상승으로 피난을 위해 거실방화문 개방 시 부속실로의 화재풍속에는 영향을 미칠 수 있다고 판단된다. 이는 화재 초기 재실자 피난에 악영향을 미칠 수 있어서 화재크기별 실내 개구부 크기에 따른 거실방화문 개방 시 부속실로의 화재풍속을 해석하고자 한다. 화재크기의 설정에 있어서는 100 kW부터 600 kW까지로 설정한 경우를 참조하여(3), 본 연구에서는 화재 크기를 3가지 경우(300 kW, 600 kW, 1000 kW)로 설정하고, 실내 개구부 크기를 4가지 경우 (0.01 m2, 0.09 m2, 0.25 m2, 0.5 m2)로 정하였다. 수치해석 시 거실방화문이 개방되었을 때 부속실 송풍기는 작동하 기 전이고, 계단실 출입문 및 계단 창문은 열려있고, 자동 폐쇄장치는 작동하기 전이고, 압력은 대기압인 상태로 가 정하였다. 수치해석 시 연소반응의 경우 혼합분율 모델을 적용하였고, heptane 재질이 기체상에서 반응하도록 설정 하였다.
3. 결과 및 고찰
3.1 방화문에서의 화재풍속 측정지점 및 천장에서의 온도
방화문에서의 V-velocity를 분석하기 위하여 실내의 개 구부 크기별 화재크기에 따른 해석을 수행하였다. 여기서 V-velocity는 y 방향의 속도크기를 나타내며, 양수 값은 거 실에서의 연기가 부속실로 흐르게 됨을 의미한다. 따라서 음수 값을 나타내면 부속실에서 거실로 유입되는 안전한 경우를 의미한다.
Figure 4는 옥내에서 부속실 방향으로 본 방화문의 주요 지점을 나타낸 그림이다. 화재풍속을 계산함에 있어서 방 연풍속의 경우를 참조하였는데, 출입문의 개방에 따른 방 화문을 대칭적으로 균등 분할하는 10개 이상의 지점에서 계산하는 풍속의 평균치로 할 것(10)이라고 법규에 규정을 두고 있어, 본 연구에서는 화재풍속의 계산을 위해 Figure 4과 같이 25개의 지점을 정하여 계산하였다.
Figure 5에서는 화재성장에 따른 화원 위 천장에서의 온 도와 이에 따른 HRR값을 나타내고 있다. 300 kW에서는 천정온도가 39oC이고, 600 kW에서는 75oC이며, 1000 kW CxHyOzNaMb + vO
2O2 vCO
2CO2 + vH
2OH2O
→ + vCOCO + vSS + vN
2N2 + vMM Z = YF + WF
xWCO
2
---YCO
2 + WF xWCO
---YCO + WF xWS ---YS
Figure 3. The geometry of the computational domain.
Figure 2. Computational domain.
에서는 134oC까지 증가함을 보여준다. 일반적으로 천정온 도가 500~600oC에서 전실화재가 발생함을 감안할 때(1), 본 연구에서의 화원의 크기는 연료지배형 화재 단계로서 재실자가 피난을 완료하여야 하는 전실화재 발생 전 단계 임을 알 수 있다.
3.2 실내 개구부 크기별 화재풍속 비교
Figure 6은 화재의 크기가 300 kW까지 성장한 시점에서 거실방화문 개방 시 거실내부의 개구부 크기별 방화문 상 부에서의 화재풍속을 비교하였다. Figure 6 (a)는 R1에서 의 각 5개의 열(column) 지점의 화재풍속의 평균값이며, Figure 6 (b)은 R2에서의 화재풍속의 평균값이다. 방화문 상부의 값을 비교한 이유는 화재발생시 연기의 상승으로 인하여 상부에서의 화재풍속 값이 중요하기 때문이다.
300 kW가 되는 41초에 거실방화문이 개방되어 10초 동안 의 화재풍속에 대한 값을 비교한 결과 개구부가 작은 0.01 m2에 대하여는 Figure 6 (a) 및 (b)에서 개방초기 모두 불규칙한 풍속 변화를 나타내나, 0.09 m2 이상의 크기에서 는 일정속도의 화재풍속을 나타냄을 보여준다. 실내의 개구
부가 작은 밀폐된 공간에서 화재는 연소반응에 의해 발생한 연소생성물이 실내 압력을 상승시키고, 작은 개구부 인하 여 유동저항이 커지기 때문에 나타나는 현상(fluctuation) 으로 이해 할 수 있다.
Figure 7은 화재의 크기가 600 kW까지 성장한 시점에서 거실방화문 개방 시 거실내부의 개구부 크기별 방화문 화 재풍속을 비교하였다. Figure 7 (a), (b), (c), (d) 및 (e)는 R1, R2, R3, R4 및 R5에서의 화재풍속 평균값이며, Figure 7 (f)는 방화문 전체에 대한 화재풍속 평균값이다.
600 kW가 되는 58초에 거실방화문이 개방되어 이후 10초 동안의 화재풍속에 대한 값을 비교한 결과 실내 개구부의 크기가 0.09 m2 이상 크기에서는 R1 높이에서 화재풍속이 거의 일정한 값을 나타내고 있다. 그러나 개구부가 0.09 m2 이상 크기에서 R2 높이에서 R5까지의 높이에서는 개구부 크기에 커질수록 화재속도가 줄어들고 있음을 보여준다.
이는 실내 중성대 형성과 밀접한 관계가 있다고 판단되는 데, 부력에 의해 고온 기체가 천장에 축적되어 천장쪽의 압력은 실내가 크고 바닥쪽의 압력은 실외가 높아지게 되 어 그 중간높이에서 중성대가 형성된다. 이렇게 형성된 중 성대는 상부에 형성된 개구부 크기가 커지게 되면 개구부 를 통해 팽창된 기체가 빠져나가게 되어 중성대가 높아지 게 된다. 중성대가 높아지게 되면 R3에서 R5까지의 높이 (방화문 중간 아래부분)에서는 중성대와 멀어지게 되어 거 Figure 4. Measurement of fire velocity distribution by con-
stant area method.
Figure 6. Fire velocity on the upper fire door at 300 kW HRR: (a) V-velocity at R1 and (b) V-velocity at R2.
Figure 5. Temperature and HRR according to fire growth.
실로 들어오는 풍속이 커지게 된다. Figure 7 (f)의 경우 개구부 크기가 0.09 m2에서 양의 속도를 나타내나 0.5 m2 의 개구부에서는 평균값이 거의 0으로 나타나는데, 이는 실내 방화문에서 중성대를 중심으로 나가고 들어오는 공 기의 양이 거의 같음을 의미한다.
Figure 8은 화재의 크기가 1000 kW까지 성장한 시점에 서 거실방화문 개방 시 거실내부의 개구부 크기별 방화문 화재풍속을 비교하였다. Figure 8 (a), (b), (c), (d) 및 (e) 는 R1, R2, R3, R4 및 R5에서의 화재풍속 평균값이며, Figure 8 (f)는 방화문 전체에 대한 화재풍속 평균값이다.
1000 kW가 되는 75초에 거실방화문이 개방되어 10초 동 안의 화재풍속에 대한 값을 비교한 결과이며, 참고로 이때 에는 Figure 5에서 알 수 있는 천장의 온도가 134oC까지 상승한다. R1 높이에서는 높은 값의 화재풍속을 보여주고 있으나, R3에서 R5까지의 높이에서는 개구부가 0.25 m2
이상의 크기에서 방화문 중간 이하의 높이에서부터 화재 풍속이 음의 값을 가지게 되는데, 이 또한 중성대에 의한 영향으로 이해할 수 있다. 즉, 개구부가 커질수록 중성대 의 높이가 높아져서 중성대와 먼 지점에서 큰 속도값을 가 지기 때문이며, 이는 Figure 7과 동일한 결과로 이해할 수 있다. Figure 8 (f)의 방화문 전체에서 화재풍속도 Figure 7 (f)와 동일하게 실내틈새 크기가 0.5 m2인 경우에는 평균 값이 거의 0으로 나타났다.
4. 결 론
본 연구에서는 기존의 연구에서 다루지 않았던 실내에 서 화재가 발생한 경우 연료지배형 화재단계에서 재실자 가 피난 시 화재크기별, 거실내부의 개구부 크기에 따른 부속실로의 화재풍속을 해석하였다. 이를 통하여 다음과 Figure 7. Fire velocity on the fire door at 600 kW HRR: (a) V-velocity at R1, (b) V-velocity at R2, (c) V-velocity at R3, (d) V- velocity at R4, (e) V-velocity at R5 and (f) Average velocity at fire door.
같은 결론을 얻을 수 있었다.
첫째, 실내가 개구부가 거의 없는 경우에는 화재풍속이 불안정하게 변동함을 보여주고 있다. 이는 기체의 개구부 가 작은 경우에 연소반응에 의해 발생한 연소생성물이 실 내 압력을 상승시키고, 작은 개구부 인하여 유동저항이 커 지기 때문에 나타나는 현상으로 개구부 크기가 일정한 값 (0.09 m2) 이상에서는 최고치의 값에서 일정한 화재풍속 값이 나타남을 알 수 있다.
둘째, 화재크기가 커질수록 거실 상부(R1)에서의 화재풍 속도 증가함을 보여준다. 이는 연소에 의한 부력 효과라 할 수 있다.
셋째, 개구부 크기에 커질수록 방화문 하부에서의 화재 풍속 값이 부속실에서 거실방향으로 큰 값을 나타내고 있 다. 이는 개구부 크기가 클수록 중성대의 높이가 높아지기 때문에 발생하는 현상이라 할 수 있다.
넷째, 개구부 크기와 상관없이 방화문 상부에서는 실내 에서 부속실 방향으로 화재풍속을 보여주고 있다.
위 결론들을 종합해 볼 때, 화재크기와 실내 개구부의 크기는 실내 중성대 형성 높이에 영향을 주어 거실방화문 화재풍속에 큰 영향을 미치고 있음을 알 수 있다. 이는 화 재안전기준에서 평균 방연풍속 0.7 m/s(10) 이상을 요구하 는 것에 대하여 새로운 기준에 대한 연구가 필요하다 판단 된다. 즉, 상부에서는 부속실 방향으로 화재풍속이 형성되 지만, 하부에서는 개구부에 따라서 거실방향으로 속도값이 크게 나올 수도 있기 때문에 방연풍속의 평균값을 요구하 는 규정은 추후 연구 · 검토가 필요하다고 생각되며, 방화 문 상부에서 큰 값의 방연풍속이 나오도록 기준을 변경하 는 것이 합리적일 수 있다고 판단된다. 또한, 부속실을 설 계함에 있어서 기류특성을 상부에 큰 값의 방연풍속이 나 오도록 초기해석을 통한 확인 및 testing, adjusting and Figure 8. Fire velocity on the fire door at 1000 kW HRR: (a) V-velocity at R1, (b) V-velocity at R2, (c) V-velocity at R3, (d) V- velocity at R4, (e) V-velocity at R5 and (f) Average velocity at fire door.
balancing (TAB)(10)을 통한 완공 전 검증이 필요하다고 판 단된다.
후 기
본 연구는 충남대학교 2014년도 CNU 학술연구비 사업 의 지원을 받아 수행되었습니다.
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