The Study on the Bi-directional Ejection Air Curtain System for Blocking Smoke Diffusion in case of Tunnel Fire

2.1. 화재발생시 터널의 열기류 흐름 패턴의 고찰

터널 화재시 발생하는 연기는 가시도(visibility)를 떨어뜨리기 때문에 대피자들이 탈출로를 찾지 못하여 짧은 시간동안이라도 연기에 직접 노출되면 호흡곤란으로 의식불명 또는 사망에 이르게 되므로 초기에 화재연기를 효과적으로 제어하는 것이 매우 중요하다.

화재가 발생하여 터널 내에서 자동차를 정차하는 경우 승객이 연기에 의한 질식위험으로부터 빠른 시간 내에 대피해야 한다. 화재 발생 연기는 강한 부력과 이동성에 의해 화염이 확산되는 속도보다 매우 빠른 속도로 화재발생 공간을 오염시키며 확산된다. 터널내의 배연설비 용량이 부족하거나, 피난방향의 반대쪽에서 바람이 부는 경우 피난방향으로 연기가 전파되면서 연기층 높이가 낮아지고 연기역류(back layering)(10)(12) 현상이 발생하여 피난자는 연기층 하강에 의한 질식사의 가능성이 크다.

화재 발생시 정지하고 있는 공기 내에서 속도 V_c로 진행하는 연기를 저지하기 위해서 필요한 환기풍속u[m/s]는 대략 u≒V_c라고 하고 있다.(12)

발열량 Q와 열기류의 임계속도 V_c, 열기류의 온도의 상승 Δt 사이의 관계는, 이론적으로는 차원해석에 의해서 구한다.(13) 차원해석으로 V_c는 발열량의 1/3승에 비례하고 Δt는 발열량의 2/3승에 비례한다. 한편, 실험적으로도 발열량와 열기유동의 관계가 얻어져 있어, 화원부근에 있어서의 평구배 열기류의 임계속도의 속도 V_c는 다음 식 (1)과 같다.(10)(12)(141)(15)

(1)    Vc=cK(0.75QgTCp ρo To2 W)  1/3

여기서,

V_c : 열기류의 임계속도 [m/s]
c : constant, (≒ 0.8)
C_p: 공기의 비열, 0.24 [[kcal/kg℃)
g : 중력가속도 9.8 [m/s²]
K : constant, (≒1)
Q : 발열량[kcal/s]
T : 열기류의 절대온도, [K]
T₀: 주위의 절대온도, [K]
W : 터널의 폭 [m]
ρ₀ : 주위 공기밀도[kg/m³]

또한 열효율은 0.75로 하여 화원 수직상의 천장 면에서 공기온도상승 Δ_t[℃]는 아래 식(2)(14)(15)로 구할 수 있다. Table 1에 NFPA 502에서 지정한 터널의 화재 강도를 나타냈으며 Table 2는 화재 종류별 임계속도를 나타낸 것이다.

(2)    Δt={(0.75Qh5)2}  1/3

여기서 h는 터널 천장까지의 높이[m]이다.

또한, 연기층의 초기두께 d[m]는 식 (3)^(a)(11)(12)과 같다.

(3)    d=Mρvw

단, M [kg/s]은 발열 속도를 나타내며 아래 식 (4)와 같다.

(4)    M=0.75QCpΔt

여기서 ρ는 열기유동의 공기밀도로 아래 식 (5)와 같이 표시된다.

(5)    ρ=1.293×273/(273+to+Δt) [kg/m3]

또한 화재규모가 상대적으로 작은 경우, 화원주의에서 터널 단면의 일부분만 연기가 존재한다는 사실로부터 Tetzner 등(16)은 Kennedy 식에 보정계수 (β)를 제안하였다.

Fig.1과 Fig.2는 화재발생시 에어커튼이 화재연기를 차단하여 대피시간을 늘려주는 개념도이다. Fig.3은 구배가 없는 평탄한 터널일 경우 화재발생시 열기류(연기층)의 흐름패턴을 나타내었다.

Fig. 1

Prevent the diffusion of smoke in the event of a tunnel fire for air curtain concept(1)

Fig. 2

Air curtain for smoke control in tunnels. (SINTEF NBL)(9)

Fig. 3

Tunnel fire flow pattern of the heat flow (10)

Table 1

Fire intensity of tunnel (11)

Table 2

Critical velocity according to PIRAC[5]

(6)    Vc=Kg(ghQρoCpATf)1/3  ⋅Frc -1/3

(7)    Tf=QβρoCpAVe+To

(8)    Kg=1+0.0374γ0.8

여기서. K_g는 구배보정계수, H는 터널 높이, [m], γ 는 터널 구배, [%], F_rc 는 임계 Froude 수, T_f는 연소가스의 발열온도, [℃], β는 보정계수(0.2∼0.5),(19)A는 터널 단면적, [m²]을 나타낸다. 그러나 현재 세계적으로 터널 임계속도 산출을 위한 여러 가지 식이 이용되고 있으나 화원 전체가 연기로 충만하다는 가정에서 유도된 Kennedy 식이 가장 많이 쓰이는 것으로 조사되었다.(18) 한편 최근 한국도로공사의 “고속도로 방재시스템 연구용역” 등에서는 Kennedy 식을 보완한 D. Tetzner 식이 실제 상황에 가장 부합하는 것으로 보고하고 있다.(15)(163)(18)

2.2. 방연 에어커튼 및 송풍기 특성

에어커튼 원리는 터보형 원심 송풍기에서 발생되는 고속 분출 공기로 공기막을 형성하여 화재발생시 터널 단면의 연기흐름을 차단하고 피난 연결통로를 확보하여 대피시 인명피해를 줄이기 위한 목적이다. 매현2 터널에 설치 된 방연 에어커튼(Fig.5)의 최소사양은 60m³/min 이상의 풍량과 노즐선단 0.1m위치에서 고풍속으로 분출하기 위한 동압이 필요하다. 노즐 분출속도가 30m/s 이상이므로 송풍기의 동압은 아래 식 (9)와 같이 계산된다. 그러므로 에어커튼 송풍기는 아래 식과 같이 계산 된 값에서 약 10%정도의 여유를 주어 전압을 597Pa(60mmAq)로 설계하였다. 또한 송풍기 1대가 담당하는 에어커튼 노즐의 전체 길이(L_noz, [m])는 2.45m이므로 공기분사 노즐 폭(N_ozw, [mm])은 아래 식 (10)을 이용하여 계산하면 약 14mm가 된다. 여기서 P_d2ac는 노즐의 동압을 L_noz은 노즐 풍속을 나타낸다.

(9)    Pd2ac=VNoz2ρo2[Pa]

(10)    NozW=Q/60VNoz×LNoz

2.3. 에어커튼의 성능 및 형상, 송풍기의 형식 결정

방연 에어커튼은 2차선 이상의 고속도로 터널에 설치되어야 하므로 내구성이 가장 중요하다. 터널 내 에어커튼 설치 개략도는 Fig.4, 실제 매현 2터널에 설치 된 방연 에어커튼은 Fig.5와 같다. 에어커튼의 분사노즐 설치높이는 터널 안전 제한높이를 반드시 준수해야 하며 터널 노면 바닥으로부터 최저 4.8m 이상 높이에 설치되어져야 한다. 터널의 구조에 따라 다르지만 에어커튼이 설치되는 상부측(천장측)은 케이블 트레이 및 조명시설이 설치되어 있어 바람막이를 설치하는 것이 곤란하기 때문에 에어커튼은 공기가 상하로 분출되어 연기를 차단 할 수 있는 양방향 토출형식으로 설계를 하였다. 에어커튼 상부 노즐로부터 터널 천장까지의 최고높이는 1.522m이며, 분사 노즐 하단부는 터널 바닥면에서 4.8m 높이이므로 노즐 선단으로부터는 약 3.3m 지점에서의 풍속을 기준으로 화재발생시 연기를 막을 수 있는 최저 풍속은 1.5m/s 이상으로 설정하였다. 이는 화재 연기가 하강 할 때 성인의 호흡선을 기준으로 에어커튼의 방어풍속을 정한 것이다. 노르웨이 화재시험연구소(SINTEF NBL)에서는 에어커튼의 화재연기 방어풍속은 밀폐된 공간에서 0.25m/s(9) 이상을 기준으로 하였지만 터널의 길이가 비교적 짧은 1km 미만의 터널을 기준으로 터널 양방향의 역풍을 고려하여 방연 에어커튼의 연기제어 풍속을 6배 정도로 늘려 안전율을 잡은 것이다.

A, B, C, D, E 까지 각각 형식이 다른 송풍기를 부착한 다섯 가지 에어커튼을 제작하여 시험한 결과 노즐선단 0.1m에서의 풍속과 터널 바닥에서 1.5m의 호흡선 높이(노즐선단으로부터 3.3m)에서의 분출풍속, 분사각도에 따른 스트림 라인, 포그머신에 의한 자연풍 방어력 시험에서 모델 E 타입 에어커튼이 가장 우수한 결과를 얻었다. 여기에 사용된 송풍기는 원심형으로 임펠러는 저압형이고 후향 직선깃 7매를 사용하였으며, 60m³/minx600Pax2.2kWx3,520rpm-6대(360m³/min/1구간)로비속도(specific speed)가 1,265이고 2차선 1구간(250m)을 제연 할 수 있는 에어커튼으로 최종 선정 하였다. Fig.6에서 Fig.9는 에어커튼 시스템의 구조를 나타낸 것이다.

2.4. 테스트 리그 방연 에어커튼의 토출풍속 시험

실 터널(매현2터널)에 설치 될 목적으로 제작된 방연 에어커튼은 크게 두 가지 구조로 나뉜다. 그 첫 째 형상은 Fig.6-ⓐⓕ 같이 터널 양측의 아치 부분과 접하는 에어커튼은 송풍기1대로 상·하 양방향으로 공기가 분출되는 구조(Fig.7)로 설계하였으며 Fig.6-ⓑ/ⓒ, ⓓ/ⓔ 에어커튼과 같이 터널 중앙부에 설치되는 형상은 각각의 송풍기를 사용하여 상부와 하부로 공기가 분출되도록 한 구조이다. (Fig.8). Fig.10은 Fig.7 모델 에어커튼의 양방향 노즐 거리에 따른 풍속 시험 결과이며, Fig.11은 에어커튼 노즐 선단 0.1m와 3.3m에서 평균 풍속을 측정한 그래프이다. 풍속측정에 사용된 계측기는 검교정 된 열선풍속계(TSI 9665P-USA) TA 프로브형을 사용하였다.

Fig.12에서 Fig.15까지는 에어커튼의 포그머신(Z-3000Ⅱ)연기확산 방어 및 스트림 라인분포를 시험하는 사진이다.

2.5. 백레이어링(Back layering, 역기류) 저항시험

터널에서 화재가 발생하면 화재에 의하여 생성된 연기가 부력에 의하여 상승하고 터널의 천장을 만나면 터널의 길이방향으로 전파된다. 피난방향으로 연기가 전파되지 못하도록 피난방향에서 화재방향으로 기류를 불어주게 되는데 이 기류를 이기고 피난방향으로 연기가 전파되는 현상을 백레이어링 현상이라고 한다. 이러한 현상을 차단하기 위하여 실물실험을 하였다. 우선 에어커튼을 설치 제한높이(EL 4.88m)에서 가동을 한 후 호흡선 높이인 GL+1.5m 지점에서 에어커튼에서 분출되는 공기와 만나는 지점으로부터 수평으로 약 2m 떨어진 위치에서 Z-3000Ⅱ 포그 머신을 가동하였으며, 실험결과Fig.13 및 Fig.14와 같이 2.3∼2.8m/s로 분사되는 포그를 완벽하게 방어하였다.

Fig. 4

Installation overview of air curtain system

Fig. 5

Air curtain system in Maihyun No. 2 hiway tunnel

Fig. 6

3D Construction of air curtain system

포그머신은 히터 용량이 3,000W이고 포그 분출량은 1,133m³/min(40,000cfm) 이다. 그러나 포그머신에 의한 백레이어링 저항시험만으로는 최대 저항력을 파악 할 수가 없어 매현2 터널 방연 에어커튼 모델을 기준으로 수치해석(21)(23)을 하였다.

Fig.16 및 Fig.17은 한국건설기술연구원 화재안전연구센터에서 보유하고 있는 모형터널(2차선x40m)에서 2.5MW 화재를 10 분간 발생하여 방연능력을 시험하는 광경으로 에어커튼 노즐에서 상·하로 분출되는 공기벽에 의해 연기가 90% 이상 차단되는 것을 육안으로 확인하였으나 시험용 화원의 연소시간이 10분간으로 짧아 화원지점과 공기 벽 밖의 차단지점의 CO 가스농도 변화 등은 수치해석(Fig. 28∼Fig. 31)(23)을 통하여 확인하였다.

Fig. 7

Up and down 2 way discharge air curtain nozzle

Fig. 8

Upstream and downstream air curtain nozzle

Fig. 9

Sectional view of air curtain

Fig. 10

Up and down nozzle wind speed (Fig. 7 type)

Fig. 11

Nozzle wind speed (Fig. 8 type)

Fig. 12

Air curtain stream line countor

Fig. 13

Air curtain smoke blocking test by fog machine

Fig. 14

Air curtain smoke blocking test by fog machine

Fig. 15

Air curtain down stream air velocity check

Fig. 16

Smoke blocking test case of 2.5 MW live tunnel fire (at KICT Hwasung fire research center)

Fig. 17

Smoke blocking test of 2.5 MW live tunnel fire (at KICT Hwasung fire research center)

3.1. 전산유체역학(CFD) 수치해석적 방법

A∼E 모델 에어커튼을 제작하고 여러 가지 실험을 거쳐 최종 모델(E Type)을 선정하였으나 실제 터널에 설치하여 화재강도에 따른 에어커튼의 화연 방어능력을 재검증하기 위해 실제와 동일한 형상을 모사하여 수치해석을 수행하였다. 에어커튼의 노즐 토출구각도와 토출유속 변화에 따른 유동특성과 터널 외부에서 발생하는 외풍에 의한 에어커튼의 차단성능을 확인하였다. 에어커튼의 노즐을 통해 분출되는 공기는 흡입구와 반대방향으로 일정한 각도(100°∼110°)를 가지면서 토출된다. 에어커튼 노즐 토출구가 일정한 각도를 가지고 있는 이유는, 화재발생으로 생성된 터널 내 유독가스의 차단효과를 극대화하기 위해서이다.

본 연구에 사용된 터널은 단면적 73m2의 2차선 고속도로, 직사각 아치(rectangle arched)형으로, 좌우 대칭 형상을 하고 있다. 터널 단면의 최대 폭은 대략 13m, 분사 노즐에서 지면까지의 높이는 대략 4.8m이다. 일반적으로 방연용 에어커튼의 경우 터널길이 250m당 1대가 설치된다. 해석에 적용된 에어커튼의 간략화 모델을 Fig.18, Fig.19에 나타내었다. 수치해석에 사용된 터널 유동장 분석을 위해 노즐 토출구 부분에 격자를 몰아주었다.

Fig. 18

3-D & 2-D geometry of tunnel

Fig. 19

Detailed mesh & boundary condition of 2-D tunnel

작동유체는 비압축성 표준상태의 공기(at 20℃)를 기준으로 하였다. 또한 길이는 터널내부에서 형성되는 유동패턴에 영향을 미치지 않는 노즐 전·후단의 최소 길이로 30m 와 35m를 형상조건으로 결정하였으며, 터널형상의 대칭조건을 고려하여 Fig.18과 같은 3D 형상으로 모사하여 수치해석을 수행하였다. 3D 터널 격자생성을 위한 격자수는 대략 3,000만 노드(node)이며, 해석시간이 많이 소요된다는 단점이 있어서 Fig.19와 같이 2D 터널로 형상을 모사하여 설계인자에 대한 영향력을 분석하였다. 그리고 Fig.20과 같이 3D 터널과 2D 터널의 수치해석 결과 값 비교를 통하여 2D 터널 해석결과의 신뢰성도 검증하였다. 수치해석을 위한 격자계는 원형의 터널 형상을 그대로 모사하기 위해 사면체(tetra) 격자계를 사용하였다. 경계조건을 부여하는데 있어 가장 쟁점이 되었던 부분은 에어커튼의 노즐 토출구와 공기 흡입구이다. 에어커튼의 입장에서 볼 때, 노즐은 에어커튼의 토출구이지만 에어커튼으로부터 공기를 공급받는 해석 영역(터널)의 입장으로 보면 노즐은 특정 속도를 가지고 터널에 공기를 공급하는 입구가 된다. 노즐의 속도는 실험에서 도출된 30m/s를 적용하였다. 난류모델(turbulence model)은 standard k-ε모델과 standard k-ω모델의 장점을 혼합하여, 유동 박리현상을 비교적 정확하게 예측하는 SST k-ω를 사용하였다.

Fig. 20

3-D vs. 2-D tunnel velocity contour (flow pattern)

Fig. 21

3-D vs. 2-D tunnel velocity contour (flow width)

3.2. 에어커튼 노즐형상의 영향력 분석

에어커튼의 적절한 유동폭 확보는 터널 내부의 역풍 및 기류 차단을 위해 필요하다. Fig.21은 노즐 선단부터 4m 거리에서의 유동폭의 경향을 정확히 확인하기 위하여 2D 와 3D 모사를 하였다. 이는 테스트리그 노즐 풍속시험과도 유사한 경향을 보이고 있다. 또한 에어커튼의 노즐 각도 변화에 따른 유동장 변화를 분석하고 최적의 각도를 찾기 위해 Fig.22와 같이 노즐 각도를 정의하였다. 노즐 각도는 수직 방향을 기준으로 10°에서 5°간격으로 30°까지 설정하였고 노즐의 토출구폭은 동일하게 유지하였다. Fig.23에 노즐 각도 변화에 따른 터널 측면 속도분포 결과를 비교하여 나타내었다. 노즐의 토출 속도가 30m/s 인 경우에 노즐 각도가 10°에서 30°로 증가함에 따라 지면과 터널의 상부를 향하는 유동방향이 노즐의 각도에 따라 휘어짐을 확인 할 수 있다. 이러한 경향은 노즐의 각도가 증가할수록 속도가 1.5m/s 이상인 영역의 폭 및 위치가 변화한다. 이러한 변화를 노즐 각도에 따라 정량적으로 비교한 그래프를 Fig.24에 나타내었다. 유동폭(flow width)은 지면에서 1.5m 떨어진 곳에서 유속이 1.5m/s 이상인 유동의 폭을 의미하고 유동폭 중심거리는 노즐 토출구에서 유동폭 중심까지의 거리이다. 두 변수에 대한 변화를 노즐의 각도가 증가함에 따라 유동폭 및 중심거리가 증가하는 경향을 보인다.

Fig. 22

Geometric parameters of nozzle exit

Fig. 23

Comparison of velocity according to nozzle angle

3.3. 터널 내 외풍 차단 성능분석

지금까지는 터널의 입구에서 출구로 흐르는 추가적인 유동이 없고 모든 유동이 방연 에어커튼의 노즐에서 토출되어 다시 흡입구로 100% 흡입되는 조건을 대상으로 연구를 진행 하였다.

그러나 터널의 경우 자동차의 흐름 및 자연적인 요인으로 인하여 유동이 발생하게 된다. 이것을 외풍이라고 하며 이러한 외풍은 화재와 같은 유사시에 방연을 위한 에어커튼에 악영향을 미치게 된다. 따라서 외풍이 존재하는 조건을 대상으로 에어커튼이 효과적으로 차단을 하는지에 대한 평가가 필요하다.

실험적인 방법으로는 에어커튼을 작동시키는 상황에서 송풍기 및 기타 유동을 발생 시킬 수 있는 장비를 활용하여 특정 속도에 해당되는 외풍을 생성하고 이로 인한 에어커튼의 성능을 확인하는 방법이 있다. 그러나 실험적인 접근은 실제 터널에서 평가를 하지 않는 경우에 많은 오차를 수반하기 때문에 본 연구에서는 수치해석을 통해 터널 내부에 외풍이 발생되는 조건을 모사하여 에어커튼의 성능을 확인하였다. 본 연구는 터널 내부에 대한 수치해석을 수행하는 경우 어떻게 정의를 해야 하는지를 확인하기 위해 터널의 토출구를 정압(대기압 조건)으로 고정한 상태에서 입구부를 전압 및 속도로 부여하여 그 차이를 비교하였다. 외풍 차단 효과를 확인하기 위한 외풍의 기준 속도는 2.0m/s 로 하였다.

Fig. 24

Flow width according to nozzle angle change

Fig. 25

Generating condition of revers flow(pressure)

외풍에 의한 효과를 확인하기 위해 우선적으로 에어커튼을 작동시키지 않은 상황에서 외풍이 발생하는 조건을 확인해 보았다. Fig.25의 입구 전압 변화에 따른 비교 결과를 보면 입구 전압이 변화함에 따라 터널내 유동 속도가 변화하는데 전압이 3Pa 정도가 되는 상황에서 입·토출구의 정압차가 약 0.71Pa이며 입구 속도가 1.97m/s로 외풍 기준 속도(2m/s)와 유사한 값을 보였다.

터널내부 외풍의 생성조건, 즉 정압차(ΔPs)에 의해 발생되는 터널내 외풍 유속값을 찾기 위해서 Fig. 25에서 얻어진 결과 값들을 최소자승법(least squares method)으로 근사하여 Fig.26과 같은 그래프를 도출하였다. Fig.26의 결과를 확인해 보면, 정압차가 0.74Pa에서 터널내 외풍 2m/s가 발생함을 알 수 있으며, 이 정압차 조건은 에어커튼의 외풍 차단성능을 확인하는 지표로 사용하였다.

Fig. 26

Expected range of air curtains blocking performance

Fig. 27

Comparison of air curtain blocking ability(according to back-layering or reverse flow)

Fig. 28

The 2 MW scale fire, longitudinal section slope 1.779% (Case 1)

Fig. 29

The 3 MW scale fire, longitudinal section slope 1.779% (Case 1)

Fig. 30

The 7 MW scale fire, longitudinal section slope 0% (Case 2)

Fig. 31

The 10 MW scale fire, longitudinal section slope 0% (Case 2)

Fig.27은 에어커튼 작동시 외풍 차단성능을 알아보기 위한 수치해석 결과이다. 이때 에어커튼의 형상 및 작동조건은 노즐 출구각도 20° 및 노즐 상·하단 토출유속은 0.1m에서 30m/s이며, 터널 입·출구는 속도-대기압(정압 0Pa) 조건으로 설정하여 해석을 수행하였다.

수치해석 결과를 비교해 보면 에어커튼이 작동하고 있는 상태에서 터널 입구유속을 강제적으로 0.1m/s로 부여한 경우 정압차가 1.58Pa로서, 터널 입·출구 압력차에 의해 발생하는 외풍유속 2m/s에 해당되는 0.74Pa 보다 큰 값으로 외풍 유속 2m/s에 대한 차단효과가 있는 것을 확인할 수 있었다.

또한 Fig.27의 수치해석 결과에서 확인할 수 있듯이, 터널 입구유속이 약 0.5m/s이상(이때의 유속은 강제적으로 설정된 수치해석 경계조건임)이 되면 에어커튼 노즐 출구하단의 중앙부분에서 공기벽 형성에 문제가 있는 것을 알 수 있다. Fig.27의 수치해석 결과를 바탕으로 E 모델 방연 에어커튼의 차단성능을 예측해 보면 Fig.26에 도시된 것과 같이 에어커튼이 작동하고 있는 상태에서 차단 가능한 외풍 유속은 대략 0.4m/s 정도이다.

Fig.27부터 Fig.31은 에어커튼 1대가 버틸 수 있는 화재강도별 방연능력을 검토하기 위해 1km 터널의 중앙에 에어커튼 1대를 설치하고 에어커튼 30m 전방에서 화재가 발생한 것을 가정하고 매현2터널의 종단구배가 +1.779% 일 때(Case 1)와 종단구배가 +0% 일 때(Case 2)를 구분하여 화재강도별로 연기의 확산거동과 CO 농도분포를 분석(23)하였고 연기가 에어커튼을 통과하여 터널 입구방향으로 이동하는지를 검토하였다.

Case 1은 매현2터널의 종단구배인 1.779%를 적용하여 수치해석 한 결과, 화재규모 2.0MW(Fig.28)까지는 화재발생 10분 이후까지 연기 확산을 차단할 수 있으며, 화재강도 3MW(Fig.29) 이상에서는 화재연기가 에어커튼을 통과하여 터널 입구 방향으로 확산되는 것을 확인하였다.

Case 2의 해석결과 매현2터널의 종단구배인 1.779%를 적용하여 수치해석한 결과로 화재규모 7.0MW(Fig.30)까지는 화재 발생 10분 이후까지 연기 확산을 차단할 수 있으며, 화재강도 10MW(Fig.31) 이상에서는 화재연기가 에어커튼을 통과하여 터널 입구 방향으로 확산되는 것을 확인하였다.(23)