1. 서 론
석유화학플랜트 및 그 부대시설(이하, 석유화학플랜트)에서는 나프타 또는 천연가스 등을 원재료로 활용하여 프로필렌과 같은 올레핀계 제품과 벤젠과 같은 방향족 제품의 생산을 비롯한 기초화학제품을 생산한다(1). 다양한 가연성재료를 활용하고 있는 석유화학플랜트에서 화재가 발생하면 화구 등의 빠른 확산속도와 강한 복사열을 동반한 초고속화재, 액면 및 분출화재와 같이 장시간동안 복사열이 유지되는 유류화재 등의 다양한 형태가 나타날 수 있다(2). 특히, 각각의 석유화학공정에서 취급하는 물질의 높은 인화성 및 가연성으로 인하여 화재 단일사고를 벗어나 화재폭발사고까지 확장 될 우려가 있다(3). 화재폭발사고는 인접 석유화학플랜트까지 영향을 미칠 수 있기 때문에 석유화학플랜트의 시설물 내 가연물의 보관 및 배치방법 등 단위공정에 취급하는 화학물질에 대한 화재위험성을 파악하여야 한다(4).
석유화학플랜트의 화재위험성을 파악하기 위하여 국내의 대표적인 선행연구를 확인하였다. 주요 연구로는 석유화학플랜트 관련 통계, 법령등의 검토를 통해 제도적 문제 및 안전관리 문제에 대한 분석을 실시하여 개선방안의 제시한 연구(1), 석유화학플랜트의 강구조 시설물의 화재손상특성을 파악하고자 H형강에 내화피복을 적용하여 가열로에 노출시켜 온도 및 외관상태 등의 경향성을 확인한 연구(3), 석유화학플랜트의 시설물에서 화재 시 구조영향성 분석을 위해 실물화재실험을 통해 도출된 온도데이터 적용하여 강재 및 콘크리트부재의 변형, 응력 등 강도감소율과 잔존성능에 대해 확인한 연구(4), 석유화학플랜트시설을 비롯한 위험물시설의 전반적인 통계 및 법령검토를 통해 실태를 파악하고 정밀안전진단제도의 개선방안을 제시한 연구(5)가 수행되었다. 선행연구의 분석결과로 석유화학플랜트 내의 시설물에 대한 화재위험분석 연구는 미비한 것으로 확인되었다.
선행연구 분석결과에 따라 석유화학플랜트 내의 시설물 화재위험 분석을 수행하였다. 석유화학플랜트에서 사용되는 화학물질과 ｢위험물안전관리법｣ (이하, 위험물법)에서 정의하고 있는 위험물과 ｢소방기본법｣ (이하, 소방법)의 특수가연물에 대해 확인하였다. 확인결과를 토대로 위험물에 해당하는 발열량과 등가발열량을 가지는 다공성배열의 목재크립 위험물을 구상하여 실물화재실험을 수행하였다. 실물화재실험을 수행하면서 특정 위치에 온도와 열유속을 측정하였다. 측정 결과는 목재크립의 화재확산속도 및 복사열에 대한 이론을 고찰한 사항에 적용하여 화재확산 환산거리를 추정하고 이격거리 별 화염높이의 측정 경향성을 확인하였다.
2. 이론적 고찰
2.1 석유화학플랜트의 화재위험성
석유화학플랜트의 화재위험성을 파악하기 위해 석유화학플랜트에서 활용되는 물질과 위험물법 및 소방법 상에 정의된 위험물 및 특수가연물에 대해 비교하였다.
한국석유화학협회에 따르면 에틸렌, 프로필렌, 벤젠 등 석유화학물질은 합성수지나 함섬원료, 알콜류, 아세톤 등을 생산하는데 활용됨을 확인할 수 있다. 대표적으로 큐멘공정에서는 프로필렌과 벤젠을 활용하여 생산한 큐멘을 가지고 페놀, 아세톤 등을 제조⋅생산한다(6). 2022년도 석유화학플랜트시설에서 공정단계 제품인 기초유분의 생산 및 판매통계 순위로 에틸렌(1위, 10,410,000 t), 프로필렌(2위, 9,116 000 t), 벤젠(3위, 6,055,000 t) 등 순으로 확인되어 프로필렌과 벤젠을 활용하여 만드는 큐멘이 수치적으로 가장 많이 상용되는 것으로 추정된다. 이는 최종단계 제품이 페놀(1위, 1,197,000 t), 비스페놀(2위, 989,000 t), 아세톤(3위, 755,000 t) 등 순으로 확인되어 큐멘공정을 활용하여 생산된 제품이 대부분의 비중을 차지하는 것과 상응한다(7).
Figure 1은 위험물시설에서 화재⋅폭발 등으로부터 안전을 목적으로 최소한으로 확보해야하는 주위 공간(공터)인 보유공지를 의미한다(8). 이는 제조, 취급, 저장 등 용도형태와 해당 위험물의 보관 및 저장 등 설치허가 시 법적요구 최저수량(이하, 지정수량)의 배수에 따라 확보해야할 보유공지의 너비가 달라진다. 이러한 인화성 및 가연성액체 중 석유화학플랜트에서 많이 활용되는 것의 지정수량을 Table 1에 나타내었다.
Table 1
The Designated Quantity of Flammable and Combustible Liquids used in Petrochemical Plants
| Material (DQ*) | PIT** | Details |
|---|---|---|
|
Combustible Liquid (2,000 L) |
Between 40 to 250 | Phenol, BPA*** |
|
Flammable Liquid_Class 1 (200 L/400 L) |
Less than 21 | Benzene, Toluene, Acetone |
|
Flammable Liquid_Class 2 (1,000 L/2,000 L) |
Between 21 to 70 | Xylene, Cumene |
2.2 목재크립 위험물의 구상
전통적으로 목재크립은 소화기의 형식승인 및 제품검사의 기술기준의 능력단위시험이나 건축물의 외벽마감재 화재성능시험(KS F 8414) 등 화재분야의 성능시험에서 표준재료로 활용되고 있다. 이러한 성능시험에서 사용되는 목재크립은 규칙적으로 쌓아올린 형태의 막대배열인 다공성 배열로 배치한다.
다공성 배열의 목재크립의 연소메커니즘은 이론적으로 n- Heptane과 목재크립표면의 연소로 구분가능하다. n-Heptane의 점화는 예혼합연소에서 시작하지만 점화 직후 액면의 인화성 증기와 공기 중 충분한 산소로 인해 확산연소로 변환된다. 이 때, 급격하게 n-Heptane의 양은 감소하지만 목재크립에 화재가 확산되어 플룸의 높이와 직경이 증가하게 된다. 이 과정에서 목재크립은 발화온도(발화 중에는 인화온도를 적용) 및 임계열유속에 도달하게 되어 표면착화가 일어난다.
착화된 목재크립은 열분해과정, 화재성장, 최성기를 거치게 되면서 점진적으로 char (숯)의 형태로 탄화된다. 탄화된 단위 목재크립은 표면에서 부서짐 및 갈라짐 현상과 심부에 남아있는 잔여 수분이 증발하거나 팽창하게 되어 변형이 유발된다. 결과적으로 탄화된 단위 목재크립이 자중에 영향을 주게 되어 단계적으로 붕괴되는 감쇠기로 접어든다. 붕괴된 목재크립은 미연소부분으로 화재가 확산된다. 이후 ash (재), soot (그을음) 등으로 인해 공기유입이 더 어렵게 되면 적열의 형태로 변환된다.
이 연구에서는 앞서 살펴본 관련 석유화학플랜트의 화재위험성 검토에 따라 시료는 원재료로 활용되는 인화성액체인 큐멘과 공정제조물로써 가연성액체인 페놀을 선정하였다. 시료로 선정한 큐멘과 페놀에 대해 다공성 배열의 목재크립(이하, 목재크립 위험물)으로 치환하여 적용하였으며, 환산을 위해 사용되는 큐멘과 페놀의 물리적 특성은 Table 2에 나타내었다(9). 먼저, 큐멘과 페놀의 발열량(calorific value)와 목재의 발열량인 18.8 MJ/kg (4,500 kcal/kg)을 발열량과 중량의 비례식인 식(1)에 적용하여 목재크립 치환중량을 추정하였다(10). 이때, 큐멘과 페놀의 중량은 안전상의 이유로 100 kg와 150 kg로 설정하였고 총 4개의 모델을 구상하였다.
Table 2
Physical Characteristics of Cumene and Phenol
다음으로 목재크립 위험물은 Figure 2와 같이 다공성 배열로 배치하였다. 배치간격은 71. 5 ± 0.2 mm이고, 단위 목재당 단면의 너비와 높이는 50 mm, 길이 900 mm이며, 밀도 500 ± 50 kg/m3, 함수율 10.0 ± 1.0%의 범위인 것을 사용하였다. 실물화재실험에서 사용된 점화원인 n-Heptane을 총 300 mL (150 mL 씩 2개소)을 사용하였다(4). 점화원은 너비 300 mm, 높이 50 mm 그리고 길이 400 mm로 풀버너 형태로 구성하였다. Table 3에는 실험에 사용한 목재크립 위험물에 대한 중량과 수량을 나타낸 것이다.
2.3 목재크립의 화재확산
화재확산은 열전달 속도와 연료표면의 발화 또는 인화온도와 이외의 영향을 받는 위치의 온도차를 이용하여 구하는 속도로써 추정한다(10). 이는 가연물의 열전도를 기반한 사항이기 때문에 열대류, 열복사에 대한 고려는 되지 않는 한계가 있다. 식(2)는 가연물 표면에서 열전달 에너지와 속도에 대한 관계식을 나타낸 것이다.
여기서, ρ는 가연물의 밀도(kg/m3), U는 가연물 표면에서의 화재확산속도(m/s), A는 가연물의 수평단면적(m2), c는 가연물의 비열(kJ/kg⋅K), Tig는 가연물 표면의 인화온도(°C), Ts는 착화되지 않은 가연물 표면의 온도(°C), q̇ 는 열전달 속도(kJ/s = kW)를 의미하게 된다. 가연물을 목재크립으로 가정하면 식(3)의 형태로 변환할 수 있다.
여기서, V는 목재크립의 화재확산속도(m/s)이고 A와 q̇ 의 관계를 통해q̇ /A는 화재중심에서의 단위 표면적에서 방출되는 복사열유속(heat flux, q ˙ ″ f
여기서, Vb은 목재크립의 배열에서 너비, 길이 그리고 높이의 값을 곱한 것이다. 너비와 길이는 목재크립 하나 기준으로 하여 각각 0.9 m이되 너비의 경우는 2개의 그룹을 설치하였기에 1.8 m이다. 목재크립 당 0.05 m의 높이를 가지며 여기에 환산층을 곱한 값을 적용하였다. 여기서, 환산층이란 단위 목재크립 높이 값이 하나의 층이고 최상층의 경우 목재크립의 수가 부족하기 때문에 전체대비 비율로 계산하여 보정한 것을 의미한다. 보정방법은 온전한 층의 수와 하나의 층에 목재크립 8개를 설치하였고 2개의 그룹이므로 크립의 최상 층의 경우는 목재의 개수인 16으로 나눈 값을 합산하였다. Table 4에 test별 환산층 및 ρb를 산출한 결과를 나타내었다. 목재크립의 수량 및 Vb에 관계없이 ρb가 221.7 ± 3 kg/m3의 범위임을 확인하였다.
Table 4
Conversion Layer, Bulk Volume, and Bulk Density of the Wood Crib Hazardous Material
| Content | Layer | Vb (m3) | ρb (kg/m3) |
|---|---|---|---|
| Test 1 | 12.88 | 1.04 | 221.50 |
| Test 2 | 9.63 | 0.78 | 221.90 |
| Test 3 | 19.25 | 1.56 | 221.90 |
| Test 4 | 14.44 | 1.17 | 221.47 |
c와 Tig-는 수종과 함수율, 공급온도에 따라 달라진다. c는 선행연구결과에서 목재(12종)의 평균값으로 1.402 kJ/kg⋅K를 적용하였다(11). Tig는 Table 3의 인화온도인 큐멘 31 °C와 페놀 79.4 °C를 적용하였다. Ts는 20 ± 5 °C의 항온실에 72 h 이상 보관하였기에 평균값인 20 °C를 적용하였다. 식(3)에 ρb, c, (Tig- Ts)값을 적용하면 식(5)로 표현가능하다.
여기서, C는 화재확산속도 보정상수(m3/kW⋅s)이다. C는 큐멘의 경우 3,419 m3/kW⋅s, 페놀의 경우 18,463 m3/kW⋅s임을 산출을 통해 확인하였다. 결과적으로 목재크립 위험물 모델의 화재확산 환산거리(cd, m)는 V와 화재플룸의 형성부터 소멸까지 소요시간(플룸지속시간 tf, s)과의 관계를 통해 추정가능하다. 관계식은 식(6)에 나타내었다.
2.4 목재크립 화재플룸의 복사열
복사열은 복사에너지로써 플랑크의 이론에서 정립되었는데 물체의 절대온도의 4제곱의 비례한다고 알려져 있다. 이는 물체의 형상에 따라 열전달 벡터 등 고려해야할 다양한 상수가 존재하고 상수를 모두 고려하더라도 정확한 수치를 파악하는데 어렵다. 다만, 화재플룸의 중심으로부터 이격된 위치의 열유속(q̇a”, kW/m2)이 반지름 구의 영역 내에 균일하다는 것에 기초한 식(7)을 바탕으로 경향성에 대한 추정은 가능하다(10).
여기서, Xr은 전체방출에너지에 대한 복사열에너지로 무차원수, Q̇는 화재의 연소에너지 방출속도인 열방출율(kW)을 의미한다. ca는 화염중심으로부터 타겟까지의 이격거리(m)를 의미한다. Xr은 화염중심온도(Tf, 단위 °C)와 주위온도(Ta, 단위 °C)로 나타낼 수 있으며, 식(8)과 같다(10). 화재플룸의 중심에서의 온도와 열유속을 명확하게 지정하기 어렵기 때문에 본 실험에서는 장방형의 목재크립 위험물의 영향을 동시에 받을 수 있는 측정프레임의 1.5 m 높이의 중심을 기준으로 측정하였다.
Lf는 화염높이(m)로 Q̇와 점화원의 직경(D, m)을 통해 도출할 수 있고 관계식은 식(9)에 나타내었다. 식(9)의 D는 배치된 목재크립이 정방형일 경우에는 단면적(A, 단위 m2)을 이용하여 산출할 수 있다. 본 실험에서 사용한 목재크립 위험물은 정방형 형태를 이어붙인 장방형형태이지만 별도의 점화원을 적용하였기에 정방형 2개소에 대한 값의 합을 적용하였다. 이에 두 개의 정방형의 단면적의 합(1.62 m2)을 적용하여 식(10)으로 변환하였다.
결과적으로 Lf과 ca의 관계식을 식(11)에 나타내었고 Lf는 ca4/5에 비례함을 확인할 수 있다.
3. 실물화재실험
3.1 개요
실험장소는 선행연구에서의 문제점이였던 터널실험동의 풍속으로 인한 화염방향이 변화하는 것을 최소화하기 위해 실내환경인 실물화재실험동에서 수행하였다(4). 실험환경은 겨울철의 화재안전을 보수적으로 적용하기 위해 온도 5 ± 5 °C, 상대습도 20 ± 5%, 무풍조건인 풍속 0.15 m/s 이하로 하였다. 실험 중 데이터의 계측은 Figure 3과 같이 하였으며, 측정프레임 내에 목재크립 위험물을 배치하여 총 20 min간 수행하였다. 계측장비는 온도측정을 위한 열전대(K-type, ø: 0.6 mm)와 열유속측정을 위한 heat flux meter (1 volt에 상응하는 열유속 값이 20 ± 3 kW/m2 이내로 최대 5 volt 측정가능)로 구성하였다. 계측장비는 목재크립 위험물(①)로부터 0.7 m (②), 1.2 m (③), 3 m (④)로 이격한 위치에 각각 배치하였다. 목재크립 이론에서계측장비의 배치근거는 프레임의 각 지점에 열전대 및 열유속계를 설치하고자 하였으나 비용 등의 문제와 위험물법상 제조소 등의 보유공지 수치인 0.5 m, 1 m, 2 m, 3 m 중 프레임내에서 가장 근접한 위치 등을 고려하여 설정하였다(8). 실험과정은 목재크립 위험물의 연소메커니즘을 바탕으로 수행되었고 n-Heptane pool 점화 → 가연물 화염전파 → 화재성장 → 최성기 → 감쇠기의 순서로 진행하였다.
3.2 실험과정과 한계
실험과정에서 현상학적 특성과 주요 결과데이터인 온도 및 열유속 측정값을 비교하였다. 먼저, 2가지 시점(n-Heptane의 소멸, 감쇠기 도달)에서의 현상학적 특성과 측정데이터(온도 및 열유속)의 변화시점을 비교하였다. Figures 4부터 7까지는 각각의 모델의 실험과정을 사진으로 나타낸 것이고 Figure 8은 온도, Figure 9는 열유속측정에 대한 결과그래프를 나타내었다.
n-Heptane의 소멸시점과 관계된 사진은 Figures 4부터 7까지 각각의 d)에 나타내었다. n-Heptane의 소멸시점이란 개시단계부터 점화되고 있는 n-Heptane pool이 자연소멸까지 걸린 시점을 의미하고 pool의 양과 형태(직경 또는 넓이, 깊이 등)에 의존한다. 실험과정에서 현상학적 특성으로 약 2～3 min의 시간범위에 소멸시점이 존재하고 동일하게 Figures 8 및 9의 그래프에서도 소멸시점까지만 온도 및 열유속이 급격하게 상승한 것으로 확인되었다.
감쇠기 도달시점과 관계된 사진은 Figures 4부터 7까지 각각의 g)에 나타내었다. 감쇠기 도달시점은 착화된 목재크립 위험물 모델에서 붕괴가 일어난 시점을 의미하고 화염 배치된 목재크립의 수량과 높이에 의존한다. 실험과정에서 현상학적 특성으로 약 14～16 min의 시간범위에 감쇠기 도달시점이 존재하고 동일하게 Figures 8 및 9의 그래프에서도 해당 시점부터 온도 및 열유속이 감소하기 시작하는 것으로 확인되었다.
확인된 2가지 시점에서의 현상학적 특성과 결과그래프를 통해 전반적인 실험과정에서 연소양상과 조건이 유사하였다. 이는 실험과정의 적정성과 상응한다. 추가적으로 플룸중심 및 주위의 최대값은 큰 차이가 없음을 확인할 수 있었으며, 이는 동일한 재료에서의 플룸중심온도 및 열유속 값은 목재크립 위험물모델의 높이, 배치간격, 수량 등에 의존하는 열방출율, 바닥 직경, 화염높이 등 관계되기 때문이다(10).
추가적으로 당초 사용한 열유속계의 최대측정값이 5 V로 1 V에 상응하는 최대 열유속인 23 kW/m2를 고려하면 115 kW/m2까지 측정이 가능하다는 한계가 있음을 확인하였다. Test 3 (13～16 min)과 Test 4 (4～8 min)부분에 측정한계치에 도달하여 일관성오류가 나타나는 것을 확인할 수 있다. 또한, 이론적으로 계산한 열유속 최대값과의 오차가 존재하는 것은 이론적 사항과의 차이점으로 장방형의 목재크립의 배치, 프레임의 중심으로서 화염중심위치의 가정 등으로 인해 나타나는 것으로 판단된다.
4. 결과 및 고찰
4.1 화재확산 환산거리의 추정
화재확산 환산거리(cd)는 식(6)과 같이 플룸지속시간(이하, tf)과 화재확산속도(이하, V)의 관계로 추정가능하다.
tf 의 추정결과는 Table 5에 나타내었다. Test 1 (큐멘 100 kg) 12.92 min, Test 2 (페놀 100 kg) 11.48 min, Test 3 (큐멘 150 kg) 13.48 min, Test 4 (페놀 150 kg) 13.07 min이다. tf는 목재크립의 수량과 높이에 비례하는 것으로 확인되었다.
Table 5
Duration Time of Fire Plume
| Time (min) | n-Heptane Out | Cooling Phase | tf |
|---|---|---|---|
| Test 1 | 2.13 | 15.05 | 12.92 |
| Test 2 | 2.65 | 14.13 | 11.48 |
| Test 3 | 2.58 | 16.07 | 13.48 |
| Test 4 | 2.55 | 15.62 | 13.07 |
tf의 추정에서 n-Heptane이 소멸된 시점을 시작점으로 추정한 이유는 목재크립에 착화된 시점을 명확하게 정의할 방법이 없기 때문이다. 그리고 화재확산속도를 구한 구간(n-Heptane 소멸～감쇠기)의 경우는 온도나 열유속측정 결과가 급격하게 상승 또는 하락하는 구간(그림에서 회색영역)과는 다른 양상임을 확인할 수 있다. 이는 정확한 수치는 될 수 없지만, 근사적수치로써 V를 추정하기 위해서 활용될 수 있다. V의 추정을 위해서는 화재확산속도의 평균 및 표준편차를 산출한 결과와 cd및 tf의 관계에서의 기울기를 비교하여 경향성을 확인하였다.
Table 6에 나타낸 것과 같이 V를 산출하였고 평균값과 표준편차를 통해 범위를 확인할 수 있다. V의 산출결과는 Test 1 (큐멘 100 kg) 1.3770 ± 0.1251 m/min, Test 2 (페놀 100 kg) 0.2359 ± 0.0316 m/min, Test 3 (큐멘 150 kg) 1.5658 ± 0.1946 m/min, Test 4 (페놀 150 kg) 0.3120 ± 0.0278 m/min이다. V의 산출결과로 목재크립의 수량과 높이에 반비례하는 것으로 확인되었다.
Table 6
Velocity of Fire Spread
| V (m/min) | Avg.* | Stdev.P |
|---|---|---|
| Test 1 | 1.3770 | 0.1251 |
| Test 2 | 0.2359 | 0.0316 |
| Test 3 | 1.5658 | 0.1946 |
| Test 4 | 0.3120 | 0.0278 |
cd는 식(6)에 tf동안 각각의 산출된 V를 적용하여 추정할 수 있다. Figure 10은 cd의 추정한 결과를 tf와의 관계로 나타낸 그래프이다. 확인된 cd와 tf의 관계를 통해 추정한 V는 Test 1 (큐멘 100 kg) 1.3672 m/min, Test 2 (페놀 100 kg) 0.2171 m/min, Test 3 (큐멘 150 kg) 1.7055 m/min, Test 4 (페놀 150 kg) 0.3074 m/min이다. 이는 Table 6에서 확인된 값의 범위 내에 해당한다.
Table 7은 test별로 주요 cd에서 tf를 확인한 것이다. cd (0.5 m)에 도달하기 위해서는 Test 1 (큐멘 100 kg) 0.37 min, Test 2 (페놀 100 kg)는 2.30 min, Test 3 (큐멘 150 kg) 0.29 min, Test 4 (페놀 150 kg) 1.63 min임을 확인하였다.
Table 7
Duration Time of Fire Plume by Distance of Fire Spread
| tf (min) | cd (m) | |||
|---|---|---|---|---|
| 0.5 m | 0.7 m | 1.2 m | 3 m | |
| Test 1 | 0.37 | 0.51 | 0.88 | 2.19 |
| Test 2 | 2.30 | 3.22 | 5.53 | - |
| Test 3 | 0.29 | 0.41 | 0.70 | 1.76 |
| Test 4 | 1.63 | 2.28 | 3.90 | 9.76 |
결과적으로 tf기간 동안 화염중심의 열유속 측정값의 변동수준은 전체적인 cd를 계산하는데 수치적으로 무시가 가능할 정도로 큰 차이가 없음을 확인할 수 있다. 이는 열유속 측정값이 일정범위를 유지하고 있을 때는 cd가 q ˙ ″ f
4.2 이격거리 별 화염높이 경향성 확인
화염높이(이하, Lf)는 식(10)과 같이 화재플룸의 중심으로부터 이격된 위치의 열유속(q ˙ ″ a
전체방출에너지에 대한 복사열에너지로 무차원수(Xr)를 파악하고자 ca를 0.7 m, 1.2 m, 3.0 m로 구분하여 (Tf - Ta)를 확인하였다. Table 8은 test 별 ca에 따른 (Tf - Ta)를 나타낸 것이다.
Table 8
Temperature Difference between the Center of Fire Plume and Ambient by Separation Distance
주요 결과를 살펴보면, 첫 번째로 3.0 m 이격한 위치에서 (Tf - Ta)의 평균값 및 최대값이 목재의 수량과 높이에 비례함을 확인하였다. 목재크립 위험물 모델의 단면적이 1.62 m2이고 환산직경이 1.5 m이다. (Tf - Ta)를 통해 산출한 ca는 이론적으로 가연물 직경의 2배보다 긴 경우부터 정확도가 높아진다는 이론에 상응하는 양상이라고 판단된다(10). 두 번째로 0.7 m 이격한 위치에서 (Tf - Ta)의 최대값도 목재의 수량과 높이에 비례함을 확인하였다. 이는 ca가 가연물의 직경의 2배보다 짧은 경우에는 ca의 수평요소가 (Tf - Ta)의 최대값에 의존한다고 판단된다. 세 번째로 0.7 m 이격한 위치와 1.2 m 이격한 위치의 (Tf - Ta)의 평균값이 오차범위내로 형성되어 있음을 확인할 수 있다. 두 위치는 수평거리가 동일하게 0.7 m이기에 나타나는 양상이고 (Tf - Ta)가 ca가 아닌 수평거리에 의존한다고 판단된다. 추가적으로 3.0 m의 이격된 위치의 수평거리는 2.1 m이다.
(Tf - Ta)를 산출결과를 활용하여 Xr을 도출하였고 Table 9에 나타내었다. Xr을 식(8)에 따라 (Tf - Ta)에 의존하기 때문에 Xr의 최소값 및 평균값이 (Tf - Ta)의 최대값 및 평균값과 동일한 양상을 나타내는 것을 확인할 수 있다.
Table 9
Typical Radiative Energy Fraction by Separation Distance
Lf는 최대 및 최소온도에서 프레임의 높이를 활용하여 m 단위로 추정하였으며, 대표적으로 최대(Test 3), 최소(Test 2)높이 측정값을 Figure 11에 나타내었다. 그리고 Lf의 값의 범위와 큐멘, 페놀 등 유류의 Xr이 0.4～0.6인 것을 적용하여 계산을 통해 도출된 ca별 Lf과 Xr의 관계를 Figure 12에 나타내었다(10). Figure 12에 나타낸 사각형의 영역은 실험결과로써 Lf와 Xr의 관계에 대한 신뢰성이 있는 영역을 의미한다. 상대적으로 목재의 수량과 높이가 큰 Test 3의 경우가 가장 신뢰도가 높은 것은 Xr과의 관계로 인한 것으로 판단된다. 결과적으로 ca가 길어질수록 해당 영역으로 데이터가 이동하는 것을 확인할 수 있는데, 이는 ca가 가연물의 직경 2배보다 긴 경우부터 정확도가 높아진다는 이론에 상응한다(10).
5. 결 론
본 연구는 석유화학플랜트의 보유공지 평가를 위해 이론적 고찰 및 실물화재실험을 실시하였고 실험의 결과 및 고찰을 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.
첫째, 동일한 단면적의 목재크립 위험물 모델에 대해서 공통적으로 화재플룸의 형성시점은 발화원인 n-Heptane의 소멸된 시점이고 화재플룸의 소멸시점은 감쇠기 도달 시점이며 이를 화재플룸지속시간으로 정의할 수 있음을 확인하였다.
둘째, 화재플룸지속시간과 화재확산속도를 바탕으로 화재확산거리를 추정할 수 있는데 동일한 면적에서 화재확산속도는 플룸 중심의 열유속과 목재의 수량(높이)에 의존함을 확인하였다.
셋째, 목재크립 위험물 모델을 활용하여 이격거리별 화염높이의 경향성을 확인하였고, 동일한 면적에서 목재크립의 수량(높이)와 이격거리와 화재플룸 간 온도차에 의존함을 확인하였다.
본 연구의 한계는 목재크립의 단면적이 동일한 조건에서의 실험을 비교한 결과이고 장방형 등 배치방법, 화염중심위치 등 가정된 사항이 많기 때문에 추가적인 화재특성에 대한 고려가 요구되는 결과이다. 후속 연구에는 목재크립의 수량 및 높이가 일정할 때 단면적에 따른 특성을 확인하고 정방형의 목재배치에 대한 특성확인, 화염 중심에 대한 위치 등 이론적 고찰 등을 수행한 결과로 연구내용을 보완하고자한다. 이를 바탕으로 향후 석유화학플랜트 내의 시설물의 보유공지, 이격거리 등의 평가방법 개발하고자 한다.
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