1. 서 론
대규모 건축물에서의 화재사고(부산 우신골든스위트화재 2010, 고양종합터미널화재 2014, 동탄메타폴리스화재 2017, 울산 삼환아르누보화재 2020 등)가 증대됨에 따라 화재로 인한 인명 및 재산 등의 피해도 지속적으로 증가할 것으로 전망된다. 이에 대한 대책방안으로, 성능위주설계(Performance Based Design, PBD)를 도입하여, 2009년 1월 1일부터 소방시설공사업법 시행령이 시행되면서, 특정소방대상물에 대해 의무적으로 성능위주설계를 실시하도록 하고 있다.
국내 화재안전설계의 피난안전성평가는 2021년에 ｢성능위주설계 평가 운영 표준 가이드라인｣이 제정되어 검증기준(인명안전, 피난가능시간, 수용인원산정 등)에 따라 평가를 실시하고 있다. 특히, 검증기준의 인명안전기준은 피난안전성평가에 있어 중요한 요소이지만, 인명안전평가는 최악의 조건만을 고려하기 때문에 화재발생시 스프링클러가 작동하지 않는 조건으로 평가를 실시하고 있다.
이러한, 스프링클러는 화재발생시 살수되는 분무액적에 의해 연기 층이 하강하는 역효과를 발생시켜, 피난안전을 방해하는 요소가 될 수 있다. 또한, 소방시설 중 스프링클러는 수계소화설비 중 가장 대표적인 소화설비로서, 초기에 화재를 자동으로 감지하여 화재가 존재하지 않는 인접실의 구획 공간까지 살수하여, 연기를 희석 및 냉각하는 효과를 나타내는 반면, 살수되는 분무액적에 의해 연기 층이 하강하는 역효과를 발생 시킬 수 있다. 이와 같은 현상을 스모크-로깅(Smoke-logging)현상이라 하며, 화재발생시 사람의 피난활동에 막대한 영향을 줄 수 있다. 따라서 소방시설 등을 고려한 피난안전성평가가 반드시 이루어져야 될 것으로 사료된다.
스모크-로깅현상에 대한 선구적인 연구는 Bullen (1977)에 의해 진행되었으며, 물방울의 저항 D0 (N/m2)와 연기 층의 부력 B0 (N/m2)와의 관계 통해 스모크-로깅현상을 규명하였다. 이후 Li et al. (2009), Li and Spearpoint (2011), Zhang et al. (2010)은 Bullen (1977)이 제안한 계산식을 토대로 연기하강기류현상을 규명하고, 예측 식을 제안하였다. 또한, Tsuchiya (2012)는 스프링클러의 분문액적특성을 고찰하고, PIV (Particle Image Velocimetry) System을 이용하여 분무액적에 의한 스모크-로깅현상을 규명하였으며, 연기하강의 예측 식을 도출하는 연구 등이 진행되어 왔다.
반면, 스프링클러에 대한 국내연구를 살펴보면, 화재발생시 열에 의한 스프링클러의 반응시간지수(Response Time Index, RTI)에 대한 연구가 Tae and Lee (1990), Lee and Tae (1991), Kim et al. (1993) 등에 의해 진행되었으며, 스프링클러의 살수특성(살수의 분포 및 수적특성)에 대한 연구가 Park (2004), Chu et al. (2001) 등에 의해 진행되었다. 또한, 실물화재실험을 통해 스프링클러 살수시 화재진압성능 및 효과에 대한 연구가 Roh et al. (2011), Jung et al. (2011)에 의해 진행되었으며, 스프링클러의 분무액적에 의한 연기하강기류현상에 대한 연구는 Seo (2013), Seo et al. (2014)에 의해 국내에서 처음 진행되었다.
이와 같이 국내연구는 스프링클러의 화재진압성능을 향상시키기 위한 연구가 대부분이며, 연기층의 하강기류현상에 대한 연구는 미흡한 실정이기 때문에 피난안전성평가를 위해서는 반드시 필요한 연구로 사료된다.
따라서 본 연구에서는 국내 스프링클러(Sprinkler) 및 워터미스트(Water Mist) 헤드별 분무액적특성(살수 물방울의 입경, 입속, 분포 등)을 실험적으로 고찰하였으며, 화원의 종류(Ethanol, Polyurethane) 및 헤드별에 따른 구획 내 연기 층의 하강기류를 분석하고, 이를 바탕으로 기존연구(Tsuchiya, 2012)에서 제시된 연기하강기류 예측 식을 이용하여 회귀 식을 도출하였다.
2. 스프링클러의 분무액적 실험
2.1 실험개요 및 조건
스모크-로깅현상을 분석하기 위한 중요한 인자로서 스프링클러 헤드의 분무액적특성을 파악하는 것이 중요하다(Bullen, 1977; Li et al., 2009; Tsuchiya, 2012; Seo et al., 2014). 따라서 본 절에서는 스프링클러 및 워터미스트 헤드별에 따른 분무액적특성(살수 물방울의 입경, 입속, 분포 등)실험을 실시하였다.
스프링클러 헤드는 국내에서 사용되고 있는 3종(F-type, O-type, R-type)제품과 워터미스트 헤드를 선정하였으며, 분무액적특성만을 측정하기 위한 실험으로서 헤드의 감열부분을 제거한 후 수동으로 작동되도록 설정하였다. 또한, 실험은 스프링클러 및 미분무소화설비의 화재안전기술기준(NFTC 103, 2022; NFTC 104A, 2022)에 따라 실시하였으며, 헤드의 사양 및 방수조건은 Fig. 1과 같다.
실험공간은 펌프와 배수시설을 갖춘 실물화재실험 공간(W6.5 × D6.5 × H2.7 m)으로 규산칼슘보드(Calcium Silicate Board)를 이용하여 W3.2 × D3.2 × H 2.7 m의 공간을 구획하였으며, 개구부는 W0.9 × H1.8 m의 크기로 설정하였다. 또한, 구획 내부를 각종 장비(PIV Camera, Laser 등)로 측정 및 육안으로 관찰하기 위해 투명 아크릴보드(Acrylic Board)를 이용하여 창을 설치하였다. 스프링클러 및 워터미스트 헤드는 구획 내 상부중앙에 설치하였으며, 본 실험에서는 연기 층의 영역만 분석하기 위해 Fig. 2(b)과 같이 헤드 하부에 채수구(Water Bottle)를 설치하여 살수범위를 제안하였다.
2.2 분무액적특성 측정방법
스프링클러 및 워터미스트의 입경측정은 Fig. 3과같이 살수되는 물방울의 입자를 측정할 위치에 PIV Camera와 Penetrate Laser를 마주보게 설치한 후 물방울의 입자가 Laser광원을 통과하는 순간을 Image로 기록하는 방식으로 측정을 실시하였다. 기록된 Image파일은 입자측정 소프트웨어(VisiSize Solo)를 이용하여 Fig. 4와 같이 유효한 물방울의 입경 데이터만 추출하였다. 추출한 유효 입경데이터는 자우터 평균입경(Sauter Mean Diameter)을 이용하여 물방울 입자의 크기를 산출하였다. Sauter평균입경은 표면적의 합과 양의 합계가 동일하다고 정의하고, 요구하는 입경의 제곱 승으로 가중 평균하는 방식으로서, ni 을 입경, xi 을 입자의 수라하면 Sauter평균입경 x ¯
입자속도는 PIV (Particle Image Velocimetry) System을 이용하여 측정하였으며, 측정위치는 입경측정위치와 동일한 위치에 고감도 CCD Camera (Pco. 1600)와 Nd:YAG Laser (Solo PIV120XT)를 이용하여 입자속도를 측정하였다.
살수되는 물방울의 분포 및 양은 구획 내 설치된 헤드를 중심으로 Fig. 5와 같이 0.1 m2 크기의 채수통(Water Collection Container)에 1~27까지 번호를 지정하여, 전체면적에 3/4에 해당하는 면적에 살수를 실시하였고, 살수분포의 경우 ｢스프링클러헤드의 형식승인 및 제품검사의 기술기준(2022)의 [별도 2] 살수분포 시험장치｣ 기준에 따라 측정을 하게 되어있지만, 본 실험에서는 헤드별로 살수분포가 균일할 때의 입경 및 입자속도만을 도출하는 것으로서 기준과는 다르게 실험을 진행하였다.
2.3 실험결과 및 분석
스프링클러 및 워터미스트 헤드별로 측정한 분무액적특성 결과를 Table 1에 나타내었다. 물방울 입자의 크기를 측정한 결과, 스프링클러 및 워터미스트 헤드별로 약 2,000장의 유효한 데이터를 입수하였으며, Sauter평균입경방식을 이용하여 입경을 산출하였다. 스프링클러 헤드별 입경은 F-type에서 640 µm, O-type에서 516 µm, R-type에서 468 µm로 측정되었으며, 워터미스트의 경우 318 µm로 F-type에 비해 1/2 수준의 입경결과를 얻었다.
Table 1
Results of Watering Spray Droplet
| List of Measurement | F-type | O-type | R-type | Water Mist |
|---|---|---|---|---|
| Sauter Mean Diameter (µm) | 640 | 516 | 468 | 318 |
| Particles Velocity (m/s) | 3.6 | 3.21 | 2.67 | 7.03 |
| Spray Amount (mL/min⋅0.1 m2) | 265 | 273 | 217 | 111 |
입자속도의 경우 헤드에서 하부방향으로 분사되는 물방울입자를 대상으로만 분석한 결과, 스프링클러 2종(F-type, O-type)의 평균유속은 약 3.4 m/s로 나타났으며, R-type은 2.67 m/s로 비교적 낮게 나타났다. 또한, 워터미스트의 경우 7.03 m/s로 스프링클러에 비해 최대 약 2.6배 정도 유속의 차이를 보였다. 이는 워터미스트의 방수압력이 스프링클러에 비해 3배정도 높은 이유로 유속이 빠르게 측정된 것으로 보인다.
살수분포 및 살수량 측정결과를 스프링클러 및 워터미스트 헤드별로 Fig. 6에 각각 나타냈다. 스프링클러 2종(F-type, R-type)의 경우 설치된 헤드 하부중심으로 살수가 되었으며, O-type의 경우 전체적으로 균일한 살수분포를 나타냈다. 반면, 워터미스트의 경우 설치된 하부중심으로 치우쳐 살수가 집중된 것을 알 수 있다.
3. 분무액적에 의한 Smoke-logging 실험
3.1 실험방법 및 조건
본 장의 실험은 분무액적에 의한 연기하강기류현상을 측정하기 위한 실험으로서 분무액적특성 실험과 동일한 장소에서 실험을 진행하였으며, 실험개요도를 Fig. 7에 나타내었다. 실험조건으로는 화원의 종류(Ethanol, Polyurethane) 및 헤드별에 따른 연기하강기류를 비교분석하기 위해 Table 2에 나타낸 조건에 따라 실험을 실시하였다. 구획 내 실험조건으로 화원의 열방출률(Heat Release Rate)은 로드 셀(Load Cell)을 이용하여 화원의 연소감소속도(kg/s)를 측정하였고, 구획 내 온도는 K-type열전대를 이용하여 개구부 및 구획 내 2곳에 높이 200 mm간격으로 13점의 열전대트리를 각각 설치하여 높이별 온도를 측정하였다. 연기하강기류현상을 측정하기 위해 설치된 열전대트리 최상부와 최하단부에 CO2측정센서를 1개씩 각각 설치하였다. 또한, PIV System을 이용한 측정방법으로 CCD Camera 2대와 레이저(Penetrate Laser)를 이용하여 측정을 실시하였다.
Table 2
Summary of Experimental Condition
| Test No. | Fuel | Sprinkler and WM Head |
|---|---|---|
| 1 | Ethanol | F-type |
| 2 | O-type | |
| 3 | R-type | |
| 4 | Water Mist | |
| 5 | Polyurethane | F-type |
| 6 | O-type | |
| 7 | R-type | |
| 8 | Water Mist |
화원조건은 연료의 종류(Ethanol, Polyurethane)에 따라 구획 내 실험조건을 설정하였으며, 연료종류별로 Eq. (2)에 따라 열방출률 Q (kW)를 산출한 결과를 Fig. 8에 나타내었다.
여기서, ΔHc (kJ/Kg)는 연소열, m 은 연료의 연소속도이다.
에탄올(Ethanol)의 경우 점화 후 40초부터 160초까지 약 120초간 화원이 안정화되는 것을 확인 할 수 있었으며, 평균 열방출률 Q 는 약 135.8 kW로 나타났다. 폴리우레탄(Polyurethane)의 경우는 점화 후 60초부터 90초까지 약 30초간 화원이 안정적으로 성장하는 것을 확인 할 수 있었으며, 평균 열방출률 Q 는 약 113.8 kW로 나타났다.
연기하강기류실험은 Table 3에 나타낸 프로세스에 따라 Case별로 각각 2회씩 실험을 진행하였다. 점화 후 발생되는 연기가 구획 내 상층부에 안정화 상태로 층을 형성할 수 있도록 연소시간을 충분히 설정하였다. 연기 층이 안정화 상태가 되면, PIV System을 작동시킨 후 수동으로 목표방수압력(0.1 Mpa, 0.3 Mpa)을 조절하여 스프링클러를 작동시켰으며, 연기 층이 분무액적에 의해 충분히 희석되어 구획 내 온도가 떨어질 때까지 살수한 후 실험을 종료하였다.
3.2 실험결과 및 분석
3.2.1 구획 내 온도 및 CO2 결과
본 연구에서는 전술한 바와 같이 실규모의 화재실험공간에서 스프링클러 작동에 의한 연기하강기류현상을 살펴보기 위해 연료의 종류 및 헤드별에 따른 구획 내 온도, CO2농도에 대해 분석을 실시하였다. Figs. 9(a), (b) 및 Figs. 10(a), (b)는 화원조건이 에탄올일 때의 온도 및 CO2농도 결과를 나타낸 일례(Sprinkler, F-type 및 Water Mist)로서, 살수직후(Sprinkler는 점화 후 약 160초, Water Mist는 점화 후 약 155초) 상층부의 온도는 급격히 떨어지는 반면 하층부의 온도는 급격히 상승하는 것을 확인 할 수 있었으며, CO2농도결과에서도 살수가 시작된 후 하층부의 CO2농도수치가 상승하는 것을 확인할 수 있었다. 이는 살수에 의해 연기 층이 하강하면서 발생한 현상으로 사료된다.
Figs. 11(a), (b) 및 Figs. 12(a), (b)는 화원조건이 폴리우레탄일 때의 온도 및 CO2농도 결과를 나타낸 일례(Sprinkler, F-type 및 Water Mist)로서, 화원조건이 에탄올일 경우의 결과와 마찬가지로 살수직후 상층부의 온도 및 CO2농도의 수치는 떨어지는 반면 하층부의 온도 및 CO2농도의 수치는 상승하는 것으로 나타났다. 이 결과들로 살수되는 분무액적에 의해 연기 층이 하강하는 것을 확인 할 수 있었다.
3.2.2 구획 내 연기 층의 하강기류속도 결과
PIV System을 이용하여 실험조건별에 따른 연기하강기류속도를 측정한 결과, Fig. 13은 연료조건에 따른 연기하강기류속도를 나타낸 일례(Sprinkler, F-type)로서, 연료조건이 에탄올인 경우 평균하강기류속도는 약 0.82 m/s로 측정되었으며, 폴리우레탄의 경우 약 0.98 m/s로 측정되었다.
Fig. 14는 연료조건에 따른 Water Mist 헤드의 연기하강기류속도를 나타낸 것으로, 연료조건이 에탄올일 경우 평균하강기류속도는 약 6.13 m/s로 스프링클러(F-type, Ethanol)에 비해 약 7.5배 빠른 것으로 측정되었으며, 폴리우레탄의 경우 약 2.14 m/s로 에탄올에 비해 약 1/3 정도의 속도가 측정되었다. 이 결과 스프링클러 헤드는 연료의 종류(Ethanol, Polyurethane)와는 크게 상관없이 안정적으로 연기 층이 하강하는 반면, 워터미스트의 경우 연료의 종류에 따라 그 결과가 큰 차이를 보였다. 이는 에탄올의 경우 완전연소에 가깝게 연소되면서 발생한 연기의 입자크기가 불완전연소에 의해 발생하는 폴리우레탄의 연기의 입자크기 보다 작기 때문에 발생된 연기의 입자크기가 워터미스트 물방울 입자에 미치는 영향의 차이로 인해 발생한 것으로 사료된다.
4. 하강기류 예측식의 고찰
분무액적특성실험에서 얻은 데이터 및 연기하강기류 실험과 국내에서 실시한 기존실험데이터(Seo et al., 2014)를 토대로 Tsuchiya (2012)가 제시한 연기하강기류 예측식과의 비교분석을 통하여 Eq. (11) 및 Fig. 15와 같은 회귀 식을 도출 할 수 있었으며, 다음과 같다.
뉴턴의 저항법칙에 따라 물방울을 반경을 r (m), 수작방향의 입자속도를 vd(m/s)라고 하면, 물방울 한 방울의 수직방향의 공기저항 D’ (N)은 저항계수 CD (-), 연기 층의 공기밀도 ρ(s) (kg/m3), 단면적 Ad (m2)(구체의 경우Ad= πr2)에 의하여 Eq. (3)과 같이 나타낸다.
기류의 움직임은 천이영역으로 가정하면, 저항계수 CD 는 레이놀즈수 Re 에 의해 기체점도 μ (Pa⋅s)를 사용하면 Eq. (5)와 같이 나타낼 수 있다.
단위체적당 기류에 대한 저항 D (N/m)는 물방울 한 방울의 저항과 살수량 W (kg/m2⋅s), 물방울 한 방울의 질량 md (kg), 물방울의 속도 vd 에 따라 요구되는 단위체적당에 존재하는 물방울의 수 n(-/m)과의 곱으로 산출할 수 있으며, Eq. (7)에 나타내었다.
또한, 부력 B (N/m)은 연기 층의 밀도와 하부 층의 밀도 ρs (kg/m3)의 차이와 중력가속도 g (m/s2)와의 곱으로 나타낼 수 있으며, 연기 층 온도 Ts (K)와 하부 층의 온도 T0 (K)를 사용해 계산이 가능하다.
Eqs. (7)과 (9)를 이용하면 Eq. (10)와 같이 정리할 수 있다.
여기서, Eqs. (3) 및 (10)을 이용해 기존연구결과데이터 및 본 연구의 실험데이터를 정리하면, 다음 Eq. (11)과 Fig. 15에 나타낸 바와 같이 회귀 식을 도출할 수 있다.
5. 결 론
본 연구에서는 합리적인 피난안전성을 평가하기 위한 기초자료를 구축하고자, 국내의 스프링클러 3종(F-type, O-type, R-type) 및 워터미스트 헤드별 분무액적 특성(살수 물방울의 입경, 입속, 분포 등)을 실험적으로 고찰하고, 화원의 종류(Ethanol, Polyurethane) 및 헤드별에 따른 연기 층의 하강기류를 분석한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
스프링클러 작동시의 분무액적에 의한 스모크-로깅현상을 면밀하게 살펴보기 위한 기초적 자료로 살수 물방울의 입경, 입속, 분포 등의 유효한 데이터를 얻을 수 있었다.
화원의 종류 및 헤드별에 따른 연기 층의 하강기류속도를 측정한 결과, 스프링클러 3종 헤드의 경우 화원의 종류와는 크게 상관없이 살수직후 분무액적에 의해 안정적인 연기하강기류가 발생하는 것을 확인할 수 있었다. 반면, 워터미스트의 경우 연료의 종류에 따라 그 결과가 큰 차이를 보였으며, 이는 화원으로부터 생성되는 연기입자가 미세한 분부액적 크기에 미치는 영향의 차이로 발생한 것으로 사료된다. 향후, 연기 입자와 물방울입자와의 관계를 보다 면밀하게 분석 할 필요가 있다.
분무액적특성 및 연기하강기류 실험에서 얻은 데이터를 토대로 Tsuchiya (2012)가 도출한 연기하강기류예측식과의 비교분석을 통하여 회귀 식을 도출할 수 있었다.
이 결과들은 향후 보다 합리적인 피난안전성을 평가하기 위한 기초자료로서, 피난안전성평가 시 스프링클러 작동에 따른 연기하강기류현상을 고려하여 연기하강시간 등의 예측이 필요할 것으로 판단된다.
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