화재로 인한 인명 및 재산 피해를 저감하기 위한 성능위주소방설계는 건축물 용도 및 규모를 고려한 화재시나리오에 기반하여 화재위험성을 평가하며, 이를 통해 건축물에 최대한의 화재안전을 보장한다. 이때 화재시나리오의 구현을 위한 화원정보는 화재성장률(fire growth rate) 및 최대 열방출률(maximum heat release rate)로 구성된 설계화원(design fire)의 형태이다. 이 두 변수는 화재시나리오를 고려한 엔지니어의 판단에 의존하여 문헌으로부터 선택적으로 인용된다. 잘 알려진 것과 같이 구획화재의 성장 특성 및 규모는 가연물의 종류, 위치 및 배열과 같은 연료조건(1,2)뿐만 아니라 화재가 발생한 공간의 형상(3,4), 환기조건(5,6) 및 내부재질(7) 등 환경적 요인에 따라 큰 변화를 겪게 된다. 그러나 인용되는 화재성장률, 최대 열방출률은 연소환경의 변화를 고려한 어떠한 가공도 거치지 않고 화원정보로 활용되고 있다. 이와 관련하여 선행연구에서는 수치해석적 분석을 통해 환기조건의 변화가 고려되지 않은 화원정보 입력시 화재위험성이 과소평가 될 수 있음을 확인하였다(8). 그럼에도 불구하고 건축물의 화재위험성에 대한 정확한 평가를 위해서는 실험적 연구를 통해 환기조건의 변화가 화재특성에 미치는 영향이 이해되어야 한다.

기존에 환기조건이 화재특성에 미치는 영향을 이해하기 위한 연구들이 수행되었으며, 이러한 연구는 총괄당량비(global equivalence ratio)(9)의 개념을 주로 활용하였다. 실제공연비(actual air-fuel ratio, AFR_act)에 대한 이론공연비(stoichiometric air-fuel ratio, AFR_stoi)의 비율로 정의되는 총괄당량비는 구획화재의 전반적인 특성을 나타내는 변수로서 그 유효성이 확인되었다. Gottuk 등(10) 및 Beyler(11)는 연료공급량 및 공기유입량이 제어된 hood 내부의 총괄당량비에 따른 CO yield의 상관관계를 제안하였으며, Ko 등(12) 및 Yamada 등(13)은 총괄당량비에 따른 구획화재의 연소효율에 대한 상관관계를 제시하였다. 이와 더불어 Hwang 등(14)은 과환기 및 환기부족화재에서 상층부 온도와 총괄당량비가 각각의 선형적 관계로 정의될 수 있음을 보고하였다. 반면, Thomas 등(15)은 총괄당량비에 기반한 CO yield의 상관관계는 구획 내 온도에 따라 상당한 오차를 가질 수 있음을 보고하였다. 또한 연료와 공기의 완전혼합 가정에 기반한 총괄당량비는 연료와 공기의 국부적 혼합이 이루어지는 실제 환경에 대해 상당한 오차를 가질 수 있음이 확인된 바 있다(16). 또한 총괄당량비는 특정 연료량 조건에서의 현상에 대한 제한적 정보만을 제공하는 반면 화원정보의 경우 점화, 화재성장 및 확산을 포함하여 시간에 따른 화재현상이 고려된다. 따라서 화재위험성평가의 신뢰성 향상을 위한 환기조건의 영향 분석 시 내부환경 및 현상의 실시간 변화가 분석되어야 할 필요성이 있다.

환기조건에 따른 가연물의 연소율(burning rate), 온도 및 화학종농도의 실시간 변화는 많은 연구자들에의해 검토되었다(17-21). 그러나 이러한 연구들은 특정 환기조건의 구현을 위하여 공기 및 연료량을 제어하거나(17,18), 공기 및 연소생성물의 경로를 분리하기 위한 다수의 개구부를 설치하였다(19-21). Kim 등(22)은 단일 개구부가 존재하는 실규모 화재실험 결과에 기반하여 내부유동 구조에 대한 수치해석적 연구를 수행하였으며, 환기조건에 따른 유동구조의 변화가 구획 내부의 온도 및 화학종 농도에 큰 영향을 미침을 보고하였다. 따라서 제어된 환기조건 또는 다중 개구부에 의해 내부유동이 변화한 조건에서 화재현상의 분석 결과는 실제 구획화재 현상을 이해하는데 한계를 가질 수 있다. 이와 더불어 Fleischmann과 Parkes(23)는 축소구획에서 개구부 폭에 따른 상층부 온도의 변화를 분석하였으며, Majdalani 등(24)은 다양한 환기면적의 조건에서 분출화염에 의한 외부연소 비율을 분석하였다. 이러한 연구들은 단일 개구부를 통해 자연환기가 이루어지는 조건에서 구획 내부의 유동, 열 및 화학적 특성의 실시간 변화를 이해하는데 유용한 정보를 제공한다. 그럼에도 불구하고 화원정보 입력의 관점에서 환기조건에 따라 동일한 가연물의 화재성장곡선에 발생하는 변화에 관한 연구는 부족하며, 화재위험성평가의 신뢰성이 위협받는 실정이다.

이러한 배경 하에 환기조건이 구획화재의 성장단계 및 최성기에 가져오는 변화를 검토하기 위한 실험적 연구가 수행되었다. 화원으로는 주변 환경과 상호작용하여 연소율이 결정될 수 있도록 액체연료(N-heptane)가 주입된 풀 화재가 활용되었으며, 화원은 다양한 환기조건의 축소구획 내에서 연소되었다. 그 결과 동일한 구획 형상 및 화원의 조건에서 환기면적에 따라 화재성장률, 최대 열방출률 및 총 방출열량이 겪는 변화가 검토되었으며, 수치해석을 활용한 내부유동의 분석을 통해 각 물리량의 변화 원인이 분석되었다. 본 연구결과는 연소환경의 변화를 고려한 화원정보의 입력 및 화재위험성평가의 신뢰성 향상을 위한 기초 정보로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

환기조건의 변화가 구획화재 현상에 미치는 영향을 검토하기 위하여 Figure 1의 실험장치를 활용한 실험이 수행되었다. Figure 1(a)에는 실험에 사용된 구획의 개략도가 제시되었다. iso 9705에 대해 1/4의 축소규모를 갖는 구획의 외벽은 5 mm 두께의 steel panel로 이루어졌으며, 내부를 25 mm 두께의 blanket-type 단열재로 마감하여 열손실을 방지하였다. 축소비 및 내⋅외벽의 구성에 따른 내부 공간은 폭 0.6 m, 깊이 0.9 m 및 높이 0.6 m의 크기를 갖는다. 구획 내에는 열 및 화학적 특성과 관련된 물리량을 측정하기 위한 장치들이 설치되었다. 온도측정을 위한 두 개의 열전대 트리가 설치되었으며, 각 트리는 수직 0.1 m 간격으로 설치된 5개의 열전대로 구성되었다. 이와 더불어 천장 및 바닥면의 입사 열유속 측정을 위한 plate- thermometer (pt)가 설치되었다. 또한 측벽을 관통하여 구획 상층부에 삽입된 front 및 rear probe를 통해 화학종 농도의 측정이 이루어졌다. plate-thermometer 및 probe에 관한 상세한 설명은 선행연구(25)에서 확인할 수 있다. 구획 바닥면의 중심부에는 한 변의 길이가 0.15 m인 정사각형의 steel burner가 설치되었다. 연료로는 약 150 ml의 n-heptane (c₇h₁₆)이 주입되었다. n-heptane은 열물성이 잘 알려져 실험과정에서 관찰되지 않는 유동장의 수치해석을 위한 fire dynamics simulator (fds)(26)와의 연동에 적합하다는 장점을 고려하여 연료로 선정되었다. 화재 지속에 따른 연료 수위의 감소는 burner rim과의 상대적 높이 차이에 따른 차폐 효과에 의해 열 피드백의 변화를 가져온다(27). 이에 따라 연료수위의 변화를 최소화하고 환기조건의 영향을 독립적으로 검토하기 위하여, figure 1(b)와 같이 간단한 유체역학적 이론에 따른 수위 유지 장치가 활용되었다. 장치의 작동 방식은 다음과 같다. 연소 과정에서 연료 수위의 감소에 따른 버너, a수조 사이 압력차에 의해 A수조의 물이 버너로 유입되어 연료수위의 변화를최소화하게 된다. 이때 a수조의 수위유지를 위하여 water pump를 통해 B수조의 물이 지속적으로 공급되었으며, A 수조를 넘치는 물은 다시 B수조로 유입된다. 이러한 장치의 활용을 통해 n-heptane (684 kg/m³)과 물(1000 kg/m³)의 밀도 차이로 발생하는 약 2 mm의 변화를 제외하면 실험 전반에 걸쳐 연료수위의 변화가 최소화 되었다. 이와 같은 설정 하에 구획화재 실험이 수행되었으며, Table 1에는 본 연구에서 고려된 환기조건에 대한 요약 정보가 제시되었다. 개구부의 기본 형상으로는 iso 9705 구획의 표준 개구부(width = 0.8 m, height = 2.0 m)에 대해 구획과 동일 축소비가 적용된 dw20 (width = 0.2 m)이 고려되었다. 이와 더불어 개구부 폭이 0.15, 0.10 및 0.05 m로 감소된 세 개 조건을 추가하여 총 네 가지 환기조건이 고려되었다. 열방출률의 측정에는 300 kw 규모의 산소소모열량계가 활용되었으며, 모든 실험은 포집후드의 하단에서 수행되었다.

환기조건의 변화는 실험으로부터 측정되는 온도 및 열유속, 화학종의 농도 외에 내부의 유동장에도 변화를 가져온다. 내부 유동장의 변화는 구획 내에서 고온 기체의 체류시간, CO 및 soot의 생성과정에 큰 영향을 미칠 수 있음이 보고된 바 있다(22). 이와 같은 구획 내 화학적 특성 변화는 연료의 연소과정에 영향을 미칠 수 있다. 그러나 실험 과정에서 육안을 통해 유동장의 변화를 관찰하는 것은 불가능하다. 이에 따라 FDS를 활용한 수치해석이 수행되었으며, Figure 2에 계산영역의 개략도가 제시되었다. Mesh 경계 외부의 불확실성이 수치 해에 가져올 오차를 최소화하기 위하여 확장된 계산영역은 1.5 m (x) × 0.6 m (y) × 1.0 m (z)의 크기를 갖는다. 계산영역은 한 변의 길이가 1.25 cm인 정육면체의 격자(cell)들로 구성되었으며, 이에 따른 총 격자는 460,800개이다. large eddy simulation 모델을 적용하는 FDS의 예측 정확성은 격자의 크기(δx)와 직접적인 연관성을 갖는다(26). 이에 따라 격자계 구성의 적절성을 검토하기 위하여 식(1)을 통해 정의되는 특성화재직경(characteristic fire diameter, D*)(26)의 개념이 활용되었다.

여기서 Q˙은 해석 대상이 되는 실험으로부터 측정된 열방출률을 의미하며, 본 연구에서는 실험 조건 별 최대 열방출률이 활용되었다. ρ_a, C_P, T_a 및 g는 각각 주변 공기의 밀도(1.2 kg/m³), 비열(1 J/kg⋅K), 절대온도(293.15 K), 그리고 중력가속도(9.81 m/s²)를 의미한다. 일반적으로 특성화재직경 내 삽입되는 격자의 수(D*/δx)가 10~20의 범위인 경우 적절한 예측성능을 갖는 것으로 알려져 있다(28). 본 연구에서 환기조건에 따라 측정된 최대 열방출률의 범위는 33.4~89.5 kW이며, D*는 0.247~0.366 m이다. 이러한 화재조건들을 대상으로 1.25 cm의 격자가 적용되는 경우 D*/δx는 19.8~29.3의 범위이다. FDS에서 격자계의 구성은 조밀할수록 예측성능이 향상되므로, 본 연구에서 설정된 격자의 크기는 적절한 것으로 판단할 수 있다.

Figure 3은 격자 적정성에 대한 정량적 확인을 위한 상층부 온도의 예측성능 검토 결과를 나타낸다. Figure 3(a)에는 DW20 조건에서 시간에 따른 상층부온도의 예측 및 측정결과에 대한 비교가 제시되었다. 그림을 살펴보면 FDS는 점화 및 화재성장, 연료고갈에 따른 소화 과정에서 이루어지는 온도의 증감에 대해 실험과 매우 유사한 예측결과를 제시하고 있다. 온도 감소 과정에서 열전대 비드 표면의 soot 증착, 가열된 벽면의 복사 오차에 의한 것으로 추측되는 온도차가 관찰되지만 그 차이가 크지 않다. 또한, 해당 차이가 관찰되는 시점은 유염연소가 종료된 이후이므로 시뮬레이션의 신뢰성에 큰 영향을 미치지 않을 것으로 판단된다. Figure 3(b)에는 모든 환기조건에 대한 상층부 온도의 예측값을 측정값의 함수형태로 제시한 직접 비교 결과가 제시되었다. 그 결과 온도 감소 과정의 작은 오차를 제외하면, 모든 개구부 조건에 대해 FDS의 모델 불확실도(model uncertainty, u_M) 범위 내에서 예측결과를 제시함을 확인할 수 있다. 참고로 화재조건 및 물리량에 따른 FDS의 예측 불확실도는 미원자력규제위원회(U.S.NRC)에서 발간된 NUREG-1824(29)에서 확인할 수 있다. 특성화재직경 및 상층부 온도 예측성능에 대한 검토를 통해 고려된 격자계가 화재현상 해석에 대해 신뢰성을 갖는 것으로 확인되었으므로 내부 유동의 해석에 활용되었다.

Figure 4에는 각 개구부 조건에 대한 실험에서 최성기 시점에 촬영된 순간 화염 사진들이 제시되었다. 그림을 살펴보면 동일한 화원이 적용되었음에도 환기조건에 따라 화염 위치의 상당한 차이가 관찰된다. 분출화염은 DW20 조건에서 가장 큰 체적을 나타냈으며, 개구부의 폭, 즉 환기면적이 감소할수록 작아지는 경향을 나타냈다. 그 결과 가장 작은 환기면적을 갖는 DW05은 최성기에서도 화염이 분출되지 않았다. 결과적으로 동일한 가연물 조건에서 환기면적이 작을수록 환기부족조건이 심화되어 화염이 분출되는 것으로 알려진 것과는 달리 최성기의 화재규모가 감소되는 것으로 보이며, 이에 대한 원인분석이 요구된다.

Figure 5는 환기조건 별 시간에 따른 열방출률 및 총 방출열량(total heat release, THR)에 대한 비교를 나타낸다. Figure 5(a)에는 개방환경에서 동일 연료를 대상으로 측정된 열방출률이 함께 제시되었다. 개방환경에서 화재는 500 s 동안 유지되었으며, 약 10 kW의 일정한 열방출률을 나타냈다. 구획화재의 경우 점화 직후 개방실험과 같이 일정한 열방출률을 나타냈으나, 연료의 비등으로 인해 2차적인 열방출률 증가가 발생되었으며, 이러한 결과로부터 연소환경에 따른 화재위험성의 변화를 확인할 수 있다. 연료의 비등은 환기면적이 작을수록 이른 시점에 발생하였다. 모든 구획화재 조건에서 비등이 발생되었으나, 그 현상에는 차이가 있다. 범례에 제시된 time-square law(30)기반의 화재성장률을 비교해보면 환기면적이 작을수록 비등 시 느린 화재성장이 이루어짐을 알 수 있다. 그 결과 DW05 (0.006 kW/s²)는 가장 넓은 환기면적의 DW20 (0.068 kW/s²)과 비교할 때 10% 미만의 화재성장률을 나타낸다. 환기조건의 변화는 비등 이후 최성기의 최대 열방출률에도 변화를 가져온다. 정량적으로 환기조건 별 최대 열방출률은 환기면적이 넓은 순서에 따라 89.5, 53.3, 62.7 및 33.4 kW의 값을 나타냈다. 이러한 경향은 Figure 4에 제시된 최성기 화염 형상에 대한 분석과 일치하며, 동일한 화원의 조건에서 환기면적이 작을수록 화재규모가 감소함을 재확인할 수 있다. Figure 5(b)에는 개방조건을 포함한 실험조건 별 THR의 비교결과가 제시되었다. 화재가 지속되는 동안 방출된 열 에너지의 총량을 의미하는 THR은 실험에서 측정된 열방출률에 대한 적분을 통해 얻어진다. 점선(dashed-line)으로 제시된 개방환경에서의 THR은 4.6 MJ의 값을 갖는다. bar chart로 제시된 환기조건별 THR을 살펴보면 DW20~DW10의 경우 개방환경과 유사한 4.4~4.5 MJ의 값을 나타낸다. 그러나 가장 작은 환기면적을 갖는 DW05의 THR은 3.7 MJ로 다른 조건들과 비교할 때 크게 감소된 것을 확인할 수 있다. 그림에는 구획화재의 THR이 개방환경의 THR에 대해 갖는 비율이 symbol 형태로 제시되었다. 참고로 구획화재의 연소효율은 연료 질량감소율에 기반한 이론 열방출률과 산소소모열량계에 의해 측정된 열방출률로부터 실시간 검토될 수 있다. 그러나 본 연구에서는 연료 수위 유지를 위해 버너에 주입된 물의 증발로 인해 연료의 질량감소율에 대한 독립적 측정이 불가하여 THR에 기반한 연소효율이 검토되었다. 환기조건별 THR의 비를 살펴보면 DW20~DW10은 개방환경 대비 90% 이상으로 효율적인 연소가 이루어지는 것을 확인할 수 있다. 반면 DW05 조건에서 THR의 비는 80% 미만으로 전체 실험과정에서 20% 이상의 연료가 불완전연소함을 유추할 수 있으며, 이를 통해 환기면적의 감소가 화재성장률, 화재규모뿐만 아니라 연소효율의 저하를 가져옴을 알 수 있다. 열방출률 및 THR의 검토 결과, 환기조건의 변화는 비등 현상을 기점으로 전후의 화재성장에 상반된 영향을 미치는 것으로 판단된다. 구체적으로 환기면적이 감소할수록 연료는 빠르게 비등하였으며, 이는 연소반응의 촉진으로 볼 수 있다. 반면, 비등 이후의 화재규모는 환기면적이 작을수록 감소되는 경향을 보였다. 따라서 환기조건의 변화가 비등 이전 및 이후 시점의 구획화재 특성에 미치는 영향과 원인이 개별적으로 검토되어야 한다.

환기조건의 변화가 화재초기에 미치는 영향을 분석하기 위하여, Figure 6에는 비등 이전의 공기유입량 및 연층 높이가 비교되었다. 이때 실험을 통한 공기유입량 측정 및 연층높이 관찰이 어려움을 고려하여 FDS의 예측결과가 활용되었다. Figure 6(a)에서 점화(30 s) 직후 공기유입량은 개구부 조건에 따라 명확히 구분되는 차이를 나타낸다. 개구부의 폭이 가장 넓은 DW20은 약 0.03 kg/s의 공기유입량을 나타내며, 개구부의 폭이 작아짐에 따라 약 0.02, 0.01 및 0.005 kg/s로 공기유입량이 감소한다. 동일한 높이의 조건에서 개구부 폭의 감소는 공기유입량뿐만 아니라 연소생성물 배출량에도 변화를 가져온다. Figure 5(a)에서 확인된 것과 같이 비등 발생 이전의 열방출률은 환기조건과 관계없이 동일하므로, 연층의 생성 및 하강속도는 공기유입량의 직접적 영향을 받아 변화하게 된다. 이로 인해 Figure 6(b)에 제시된 연층높이를 살펴보면 낮은 공기유입량을 갖는 DW05 조건에서 빠른 연층의 생성 및 하강이 이루어지는 것을 확인할 수 있다.

Figure 7에는 환기조건별 상층부 평균온도 및 바닥면 평균 입사열유속의 비교 결과가 제시되었다. 환기조건에 따른 열적환경에 대한 전반적 검토를 위해 전방 및 후방에서 측정된 각 물리량의 평균값이 비교되었다. 각 물리량에 대한 측정장치의 위치는 Figure 1에 제시되었다. Figure 7(a)에서 상층부(z = 0.5 m) 온도를 비교해보면 연료의 비등이 발생하는 150 s 이전 시점에 공기유입량이 낮을수록 상층부 온도가 빠르게 증가한다. 정량적으로 130 s 시점의 상층부 온도는 DW20이 177.4 ℃로 가장 낮았으며, DW05가 297.5 ℃로 100 ℃ 이상 높은 값을 나타냈다. 이러한 경향은 앞서 언급된 것과 같이 공기유입량의 감소에 따른 것으로 판단된다. 화재 초기 공기유입량의 차이는 연층높이뿐만 아니라 구획을 출입하는 열량에도 변화를 가져온다. 비등 이전 화원의 열방출률이 동일한 조건에서 유입기에 의한 냉각효과 및 연소생성물 배출량의 감소는 구획 내 열에너지의 증가로 이어진다. 이러한 결과와 더불어 고온연층이 구획 내 연료에 가해지는 열 피드백(thermal feedback)의 주된 열원(27)임을 고려할 때 환기면적이 작을수록 연료의 비등이 빠른 이유가 해석될 수 있다. 바닥면에 가해지는 입사열유속은 상층부온도에 따라 연료면에 가해지는 열피드백 추정에 적절할 수 있다. Figure 7(b)에 제시된 바닥면(PT-B & PT-D)의 평균 입사열유속을 살펴보면 실험전반에 걸쳐 열방출률의 측정값과 유사한 거동을 보이고 있다. 이때 각 실험의 최성기에서 입사열유속은 환기면적이 넓을수록 큰 값을 나타내지만, 비등 이전 시점(75 s~125 s)에 대한 확대 그림에서는 상층부 온도와 동일하게 환기면적이 작을수록 높은 값을 나타내는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과로부터 환기면적에 따른 비등 발생 시점의 변화 원인을 해석 가능하며, 환기면적의 감소가 화재초기 가연물의 연소를 촉진하여 열적 위험성의 증가를 가져옴을 알 수 있다.

비등 이후 환기조건에 따른 최성기의 화재규모 변화 원인을 분석하기 위해, Figure 8에는 FDS를 통해 예측된 환기조건별 최성기 시점의 O₂ 체적분율(XO2) 및 유동에 대한 단면 평균 분포도가 제시되었다. 이때 각 물리량의 평균 분포는 최대 열방출률을 나타내는 시점을 기준으로 ±10 s 구간(20 s)에 대해 얻어졌다. 상세한 분석을 위하여 XO2 > 0.15의 값은 여백으로 처리(cut off)되었다. Figure 8(a)에 제시된 DW20의 단면 분포도에 대한 검토 결과, 연소반응이 주로 이루어지는 상층부는 낮은 O₂ 체적분율을 나타내며, 공기가 유입되는 하부는 상대적으로 높은 체적분율을 나타낸다. 유동의 경로를 나타내는 stream line을 살펴보면 구획 외부에서 유입된 공기가 구획 중심부까지 진입하여 상층부의 반응영역을 거친 뒤 배출된다. 이와 같이 원활한 환기가 이루어짐에 따라 구획 후방 하단에는 최성기임에도 여백으로 표현되는 체적분율 0.15 이상의 영역이 존재한다. DW15의 경우 환기량의 감소로 인해 후방의 여백영역이 줄어들었으나, O₂ 분포 및 유동의 전반적 경향은 DW20과 동일하다. DW10의 경우 공기유입량 및 연소생성물 배출량의 감소로 구획 내부의 O₂ 체적분율이 전반적으로 감소되었으나, 유동경로에 대한 검토를 통해 외기유입 및 배출은 원활히 이루어짐을 알 수 있다. 반면, 가장 작은 환기면적을 갖는 DW05는 다른 조건들에서 나타나지 않았던 유동장의 변화가 관찰된다. 버너를 기준으로 구획의 전방 및 후방에 두 개의 순환유동이 생성된다. 이러한 순환유동은 최성기의 화재규모에 변화를 가져올 수 있다. 구체적으로 구획 전방에 위치한 반시계 방향의 순환유동은 외기가 구획 내로 유입되는 것뿐만 아니라, 연소생성물이 배출되는데 방해요소로 작용하여 구획 내 연소환경을 더욱 가혹하게 할 수 있다. 또한 구획 후방에 형성된 시계 방향의 순환유동 역시 연소생성물의 구획 내 체류시간을 증가시키게 된다. 그 결과 DW05 조건의 구획 내 O₂ 농도가 크게 감소하며, 단면 분포에서도 동일한 결과를 확인할 수 있다.

위와 같은 유동장의 변화가 실제 화학적 환경에 미치는 영향을 검토하기 위하여, Figure 9에는 실험에서 측정된 구획 전방의 화학종 농도에 대한비교가 제시되었다. 화학종 농도의 측정위치는 Figure 1을 통해 확인 가능하다. 참고로 DW15의 경우 측정 장치의 오작동으로 인해 비교 대상에서 제외되었다.

Figure 9(a)에 제시된 O₂ 농도의 비교 결과, DW20은 연료 비등에 의해 화염이 외부로 분출되어 공기유입이 제한되는 경우의 순간적인 소모를 제외하면 실험 전반에 걸쳐 체적분율 0.15 이상의 농도가 유지되었다. DW10의 경우 환기면적의 감소로 인해 O₂ 농도가 전반적으로 낮아졌으나, DW20과 유사하게 화염분출 순간을 제외하면 0.1 이상의 체적분율이 유지되었다. 반면 DW05의 경우 Figure 4에서 볼 수 있듯이 화염이 구획 외부로 분출되지 않았음에도 불구하고 구획 내 O₂가 가장 빠르게 고갈되었으며, 가장 긴 시간동안 고갈상태가 유지되었다. 결과적으로 Figure 8(d)에서 확인된 순환유동들의 영향에 의해 구획 내 O₂ 농도가 빠르게 감소되며, 이로 인해 공급된 연료가 불완전연소하여 최대 열방출률 및 총 방출열량이 감소된 것으로 판단된다. 또한 Figure 9(b)에 제시된 CO₂에 대한 비교에서 열방출률이 가장 낮은 DW05가 가장 높은 농도를 나타내는 것을 통해 연소생성물이 원활히 배출되지 않음을 재확인할 수 있다. Figures 9(c)와 9(d)에는 CO 및 미연탄화수소(unburned hydrocarbon, UHC)에 대한 비교 결과가 제시되었다. 두 화학종은 불완전연소 과정에서 발생하므로 농도가 높을수록 많은 불완전연소가 발생하는 것으로 볼 수 있다. 비교 결과 두 화학종 모두 DW05에서 가장 높은 농도를 나타낼 뿐만 아니라 높은 농도를 유지하는 시간에 있어서도 DW20 및 DW10과 상당한 차이를 나타낸다. 결론적으로 Figures 8 및 9의 분석 결과를 통해 액체연료의 비등 과정에서 발생하는 화재규모의 감소 원인은 내부유동의 변화에 따라 형성되는 가혹한 화학적 환경 및 이로 인한 불완전연소임을 알 수 있다. 이러한 결과들로부터 동일한 구획 및 화원의 조건에서 환기조건에 따라 가연물의 비등 시점 및 최대 열방출률, 화학적 환경에 큰 변화가 발생한다는 사실과 그 원인을 알 수 있다. 그러나 이러한 결과를 고려한 화원정보의 적용을 위해서는 다양한 환기조건에서 내부유동이 변화하는 임계점을 파악하기 위한 추가 연구가 요구된다.

본 연구에서는 화재위험성평가시 적절한 화원정보의 입력을 위한 기초정보 제공을 목적으로 동일한 구획 및 화원을 대상으로 환기조건에 따른 화재특성의 변화가 검토되었다. 주요 결과는 다음과 같다.

본 연구를 통해 환기조건에 따른 화재특성의 변화와 그 원인이 분석되었다. 그럼에도 불구하고 환기면적에 따른 내부의 열 및 화학적 특성, 유동장이 변화하는 임계점을 이해하고 이를 화재위험성평가에 반영하기 위해서는 보다 세부적인 화재조건을 고려한 추가 연구가 요구된다.