2.1 실험 방법

ISO 9705-1은 벽 및 천장 마감재의 화재성장 특성을 평가하기 위한 시험방법으로, 내부 크기 2.4 m × 3.6 m × 2.4 m와 폭 0.8 m, 높이 2.0 m의 단일 개구부를 갖는 표준구획실을 사용한다(11). ISO 9705 구획실은 마감재 시험뿐 아니라 구획화재 현상을 규명하기 위한 실규모 실험 및 수치해석에도 널리 활용되고 있다. 기존 연구에서는 액체 및 고체연료의 종류와 분포, 화원 위치, 공급 열방출률(heat release rate, HRR) 및 개구부 크기를 변화시키면서 구획 내부 온도, 열유속, 연소효율 및 개구부 유동이 분석되었다(12,13). 또한 목재 가구와 같은 다중 가연물을 배치하여 화재확산과 열방출률을 평가하거나(14), 축소된 ISO 9705 구획에서 개구부의 형상과 환기조건에 따른 화재거동을 검토한 연구도 수행되었다(15). 따라서 ISO 9705 구획실은 연구목적에 따라 화원 및 개구부 조건을 변경하면서 구획화재의 열적⋅유동적 특성을 비교하기 위한 기준 형상으로 활용될 수 있다.

본 연구에서는 개구부 주변에 설치된 스프링클러의 화재확산 저감성능을 평가하기 위해 ISO 9705 표준구획실이 사용되었다. 이에 따라 Figure 1과 같이 구획실 내부 크기는 표준과 동일하게 유지하였으나, 개구부는 컨베이어 또는 에스컬레이터와 같은 고정 시설물이 설치된 ‘연소할 우려가 있는 개구부’를 모사하기 위해 폭이 기존 0.8 m에서 2.4 m로 확장되었다. 화원은 한 변의 길이가 1.0 m인 정사각형이고 높이가 0.2 m인 샌드버너가 구획실 바닥의 중앙부에 설치되었다. 개구부 상부와 하부의 중앙 및 양측의 높이 1.0 m 지점에는 스프링클러헤드가 설치되었다. 상부와 하부 헤드는 각각 하향 및 상향으로 배치하였으며, 양측 헤드는 개구부를 중심을 향하도록 수평으로 배치하였다. 이러한 배치는 NFTC 103에서 규정하는 개구부 주변의 스프링클러 설치방향을 실험적으로 구현하기 위한 것이다. 참고로, NFTC 103에서 스프링클러의 작동은 개구부 주변 화재감지기의 감지시간과 직접적인 연관이 있다. 그러나 본 연구에서는 스프링클러의 작동시간에 대한 영향을 제외하고 화재강도에 따른 방호성능의 변화를 독립적으로 확인하기 위하여, 화재감지기는 설치되지 않았다. 이에 감지기 작동 시간은 펌프 작동으로 제어하여, 점화와 동시에 작동하도록 설정되었다.

Figure 1

Schematic of the experimental compartment and sprinkler head arrangement around the opening.

고체 가연물은 연소 중 열방출률의 변동성과 실험 간 편차가 발생될 수 있으므로, 본 연구에서는 화재강도를 일정하게 제어할 수 있는 프로판이 연료로 사용되었다. Figure 2와 같이 HRR은 0.5, 1.0, 1.5 및 2.5 MW로 단계적으로 증가시켰으며, 각 단계는 600 s 동안 유지되었다. 0.5 MW는 비교적 낮은 화재강도를 나타내는 조건이며, 1.0 MW는 ISO 9705-1에서 제시하는 플래시오버(flashover) HRR의 기준값에 해당한다. 다만 본 연구는 개구부 크기와 화원조건이 표준시험과 다르므로, 1.0 MW를 실제 플래시오버 발생 여부를 판단하는 기준으로 적용되지 않았다. 1.5 MW와 2.5 MW는 화재강도 증가에 따른 개구부 분출화염과 외부 열노출의 변화를 확인하기 위해 설정되었다. 이를 통해 낮은 화재강도부터 개구부 외부의 열적 영향이 증가하는 조건까지 스프링클러의 방호성능 변화가 비교되었다.

Figure 2

Time histories of nominal HRR and propane mass flow rate.

각 HRR 단계에서 유량 변화 직후의 과도구간을 제외하기 위해 단계 시작 후 100∼500 s가 준정상상태의 분석구간으로 설정되었다. 해당 구간에서 측정된 열유속의 시간평균값이 산정되었다. 구획실과 개구부 외부에서 발생된 연소생성물은 최대 20 MW급 대형 열량계(large scale calorimeter)의 집연후드를 통해 포집되었으며, 배기덕트에서 측정된 산소농도와 배기유량 등을 이용한 산소소모법으로 HRR이 산정되었다(16). 산소소모법으로 측정된 HRR은 프로판 공급량으로 설정된 HRR과 비교하여 실험별 화재강도의 재현성과 연소상태를 검토하는데 활용되었다.

개구부 외부의 열적 노출은 Figure 3과 같이 개구부로터 수평거리 D = 2, 3, 4 및 5 m인 위치에서 측정되었다. 각 측정트리에는 개구부 바닥(H₀)을 기준으로 H = 0.2, 0.6, 1.0, 1.4 및 1.8 m 높이에 판형 열유속계(plate thermometer, PT)(17)와 열전대(thermocouple, TC)가 설치되었다. PT는 화재환경에서 설치가 용이하고 시간변화에 따른 열유속 측정이 가능하며, 정상상태 및 완만한 비정상상태의 화재조건에서 적용성이 검토된 바 있다(18,19). 본 연구에서는 스프링클러 작동 시 PT 및 TC로 물 액적이 직접 유입되는 것을 방지하기 위해 단면 크기 150 mm × 150 mm, 길이 500 mm의 사각 덕트 내부 끝단에 설치되었다. 이때 PT 및 TC의 샘플링 시간은 1 s로 설정되었으며, TC를 통해 측정된 온도는 PT를 이용한 열유속 산출과정(17)에 필요한 기체온도로 활용되었다.

Figure 3

Measurement arrangement for heat flux and temperature outside the opening.

사각 덕트가 없는 경우 PT는 전면 반구에 가까운 약 180°의 시야각(view angle)을 갖는다. 반면 본 실험의 덕트 형상을 고려한 최대 대각방향 시야각은 다음 식(1)과 같이 약 24°로 산정된다.

따라서 측정값은 개구부 전면에서 입사되는 방향성 열노출을 주로 반영하며, 차폐되지 않은 일반 열유속계의 절대 측정값과 직접 비교하기에는 제한이 있다. 본 연구에서는 모든 실험조건에 동일한 측정장치를 적용하였으므로, 절대 열유속보다 스프링클러 설치 전후의 상대적 저감효과가 중심적으로 분석되었다. 열유속 감쇠율(thermal radiation attenuation)은 식(2)를 통해 산정된다(5).

여기서 U_o는 스프링클러 미설치 조건의 시간평균 열유속이며, U는 각 스프링클러 설치조건의 시간평균 열유속이다.

개구부 외부의 화염거동은 캠코더를 이용하여 기록되었으며, 열화상카메라를 개구부 측면에 설치하여 스프링클러 배열과 화재크기에 따른 고온영역의 공간적 변화가 비교되었다. 이때, 열화상카메라의 설정 방사율(emissivity)은 0.9로 설정되었다. 다만 화염과 물 액적의 방사특성 및 투과율이 일정하지 않으므로, 열화상 결과는 절대온도의 정밀한 산정보다 고온영역의 형상과 상대적 변화에 대한 분석에 활용되었다.

2.2 실험 조건

개구부 주변의 스프링클러 배치에 따른 화재확산 저감성능을 비교하기 위해 Figure 4와 같이 세 가지 실험조건이 설정되었다. Test 1은 스프링클러를 설치하지 않은 unprotected opening (UO) 조건으로, 개구부를 통한 화염 및 열적 노출을 평가하기 위한 기준조건으로 설정되었다. Test 2는 개구부 상부 중앙에 스프링클러헤드 1개를 하향으로 설치한 opening with top sprinkler (OTS) 조건이다. 이는 개구부 상부에서 방수되는 물이 분출화염과 고온가스 및 외부 열노출에 미치는 영향을 평가하기 위한 조건이다. Test 3은 개구부의 상부, 하부, 좌측 및 우측에 각각 스프링클러헤드를 설치한 opening with four-side sprinklers (OFSS) 조건이다. 상부와 하부 헤드는 각각 하향 및 상향으로 설치하였으며, 좌우측 헤드는 개구부 중심을 향하도록 수평으로 설치되었다. 좌우측 헤드의 설치 높이는 개구부 바닥으로부터 1.0 m이며, 각 방향의 헤드는 개구부 중앙에 배치되었다. OFSS 조건은 NFTC 103에서 규정하는 연소할 우려가 있는 개구부의 상하좌우 배치형태를 실험적으로 구현한 것이다. 참고로 모든 실험조건에서 스프링클러 헤드는 하향형 및 개방형 스프링클러 헤드가 사용되었다. 모든 조건에는 동일한 구획실, 화원, 단계별 HRR 및 측정장치가 적용되었다. 따라서 각 실험 조건 간 주요 변수는 개구부 주변 스프링클러헤드의 설치조건이다.

Figure 4

Experimental conditions for different sprinkler arrangements around the opening.

각 실험조건의 스프링클러 방수량 및 압력은 NFTC 103에서 요구하는 헤드당 최소 방수량인 80 L/min와 0.1 Mpa 이상이 확보하도록 설정되었다. 시험 배관망의 수리계산에는 Pipenet Vision 1.8을 사용하였으며, 계산된 헤드별 방수량을 Table 1에 나타내었다. OTS 조건의 상부 헤드 방수량은 80.00 L/min으로 산정되었다. OFSS 조건에서는 상부, 좌측, 우측 및 하부 헤드의 방수량이 각각 81.37, 87.81, 80.00 및 87.18 L/min으로 산정되었으며, 총 방수량은 336.36 L/min이었다. 헤드별 유량 차이는 각 헤드까지의 배관경로와 수리손실 차이에 따른 것으로, 모든 헤드에서 기준 방수량 이상이 확보되었다.

Table 1

Calculated Sprinkler Flow Rates Using Pipenet Vision 1.8

본 연구는 OTS와 OFSS 조건의 총 방수량을 동일하게 조정한 상태에서 헤드 위치만을 비교한 실험이 아니다. 각 설치기준을 실제 적용했을 때 형성되는 헤드 수와 총 방수량을 포함한 배치조건별 시스템 성능이 비교되었다. 따라서 두 조건의 성능 차이는 스프링클러 설치위치뿐 아니라 작동 헤드 수와 총 방수량의 차이를 함께 반영한다. 각 조건에서는 Figure 2에 제시한 0.5, 1.0, 1.5 및 2.5 MW의 단계별 화재조건을 동일하게 적용하여 화재크기에 따른 방호성능 변화가 검토되었다.

3.1 열방출률 측정 결과

본 연구에서는 ‘연소할 우려가 있는 개구부’가 모사된 구획 개구부에 설치된 스프링클러의 효과를 확인하기에 앞서, UO, OTS 그리고 OFSS 조건에 설정된 HRR의 공칭값과 측정값이 비교되었다. 모든 실험 조건에서 동일한 공칭 HRR이 설정되었지만, HRR이 스프링클러에 의해 영향을 받는다면 실험 조건에 따른 개구부 외부 열유속 변화가 독립적으로 검토되기 어렵다. 이에, 실험 조건에 따른 열유속을 분석하기에 앞서, 실험에 설정된 화원 조건에 대하여 유사한 화재강도를 유지하는지 필수적으로 검토될 필요가 있다.

Figure 5는 공칭 HRR과 칼로리미터를 통해 측정된 HRR을 비교한 결과이다. Figure 5(a)에서 모든 실험조건의 측정 HRR은 각 단계의 유량 증가 직후 빠르게 상승한 후 비교적 일정하게 유지되었다. UO, OTS 및 OFSS 조건의 시간변화도 전반적으로 유사하게 나타났으며, 설정된 0.5, 1.0, 1.5 및 2.5 MW의 단계적 화재조건이 안정적으로 구현되었음이 확인되었다. Figure 5(b)는 각 단계의 공칭 HRR과 분석구간에서 산정한 평균 측정 HRR을 비교한 것이다. 측정 HRR은 공칭값 대비 최대 8% 이내의 차이를 나타냈다. 선형회귀 결과는 y = 0.98x로 산정되어 공칭값과 측정값 사이에 높은 일치도가 확인되었다. 특히 동일한 공칭 열방출률에서 UO, OTS 및 OFSS 조건의 측정값 차이는 크지 않았으며, 스프링클러 배열에 따른 뚜렷한 열방출률 차이도 나타나지 않았다.

Figure 5

Comparison of nominal and calorimeter measured HRRs.

이러한 결과는 각 스프링클러 설치조건에서 유사한 화재강도가 유지되었음을 정량적으로 보여준다. 따라서 이후 제시되는 화염거동, 고온영역 및 개구부 외부 열유속의 차이는 화원 크기의 변동보다 스프링클러 설치와 방수에 따른 영향으로 해석될 수 있다. 다만 본 비교는 공칭 HRR을 기준으로 하며, 구획 내부와 개구부 외부의 고온영역 변화는 후속 결과와 함께 검토되었다.

3.2 스프링클러 배열에 따른 화재거동 및 고온영역 변화

Figure 6은 구획실 정면에서 촬영된 영상으로부터 동일한 공칭 HRR 단계의 순간 이미지를 추출하여 비교한 결과이다. 이때, 이미지는 각 HRR이 유지된 600 s 구간의 중간인 약 300 s일 때의 순간 이미지가 활용되었다. Figure 6(a)의 UO 조건에서는 HRR이 증가함에 따라 화염의 크기와 변동범위가 증가하였다. 특히 공칭 HRR 2.5 MW에서는 화염이 개구부 외부로 분출되는 현상이 뚜렷하게 관찰되었다. Figures 6(b)와 6(c)는 각각 개구부 상부에 스프링클러헤드를 설치한 OTS 조건과 개구부 상하좌우에 헤드를 설치한 OFSS 조건의 화재거동을 나타낸다. 스프링클러 작동 시 화염의 형상과 발광영역이 UO 조건과 다르게 나타났으며, OFSS 조건에서는 개구부 전면에 분포하는 물 액적의 영향이 더욱 뚜렷하게 관찰되었다. 물 액적은 고온가스와 화염을 냉각하는 동시에 화염으로부터 방사된 복사열을 흡수하고 산란시킬 수 있으므로, 영상에서 나타난 발광강도와 가시영역의 변화에는 이러한 복합적인 효과가 반영된 것으로 판단된다(2,4,5,7). 다만 화염은 시간에 따라 불규칙하게 변동하므로, Figure 6의 순간 이미지만으로 스프링클러 조건별 화염크기를 정량적으로 비교하기에는 한계가 있다. 따라서 해당 결과는 스프링클러 작동에 따른 전반적인 화재거동 변화를 확인하기 위한 정성적 자료로 활용되었다.

Figure 6

Comparison of flame behavior for different sprinkler arrangements and nominal HRR levels.

Figure 7은 개구부 측면에서 열화상카메라로 촬영된 영상을 활용하여 각 HRR을 유지한 600 s 구간 중 중간 시점인 300 s의 순간 이미지를 도출한 결과이다. 이와 같은 순간 이미지는 개구부를 통해 외부로 분출되는 고온영역의 공간적 분포를 나타낸다. 모든 영상은 AnalyzIR Venus V6.1.10을 이용하여 동일한 온도범위로 후처리되었다. UO 조건에서는 HRR이 증가할수록 개구부 외부의 고온영역이 확대되었으며, 1.5 MW와 2.5 MW 조건에서 그 경향이 명확하게 나타났다. 이는 화재크기가 증가함에 따라 개구부를 통해 배출되는 고온가스와 분출화염의 열적 영향이 증가했기 때문이다. OTS와 OFSS 조건에서는 UO 조건에 비해 개구부 외부의 고온영역이 전반적으로 감소하였다. 이러한 차이는 낮은 HRR보다 1.5 MW와 2.5 MW의 높은 HRR 조건에서 더욱 뚜렷하게 관찰되었다. 특히 OFSS 조건에서는 개구부 주변의 다방향 방수로 인해 고온영역의 외부 확장이 상대적으로 제한되었다. 이는 물 액적에 의한 고온가스 냉각, 화염형상 변화 및 복사열 감쇠가 복합적으로 작용한 결과로 볼 수 있다.

Figure 7

Comparison of high-temperature regions outside the opening for different sprinkler arrangements and nominal HRR levels.

다만 열화상 이미지는 화염, 연기 및 물 액적의 방사율과 투과율에 영향을 받으며, 설정된 측정범위를 초과하는 영역은 동일한 색으로 포화되어 표현된다. 따라서 Figure 7은 절대온도의 정밀한 비교보다 스프링클러 배열에 따른 고온영역의 상대적 크기와 외부 확산범위를 비교하는데 활용되었다. 정량적인 방호효과는 이후 개구부 외부에서 측정된 열유속 결과를 통해 추가로 검토되었다.

3.3 개구부 외부 열유속 및 감쇠효과

Figure 8은 스프링클러가 설치되지 않은 UO 조건에서 개구부 외부의 열유속 특성을 나타낸다. Figure 8(a)는 개구부로부터 D = 2 m 떨어진 위치에서 높이별로 측정된 열유속을 보여준다. 측정 열유속은 공칭 HRR의 단계적 증가에 따라 뚜렷하게 증가되었으며, 각 화재단계에서 비교적 안정적인 값을 나타냈다. 특히 2.5 MW 조건에서는 H = 1.0 m에서 가장 높은 열유속이 측정되었고, H = 1.4 m에서도 상대적으로 높은 값이 나타났다. 이는 화재크기가 증가됨에 따라 개구부 중앙 높이 부근으로 분출되는 화염과 고온가스의 열적 영향이 증가했기 때문으로 판단된다. Figure 8(b)는 UO 조건에서 측정거리와 높이에 따른 시간평균 열유속 분포가 비교된 결과이다. 0.5 MW 조건에서는 전체 측정거리에서 비교적 낮은 열유속이 나타났으며, 높이에 따른 차이도 크지 않았다. 반면 2.5 MW 조건에서는 개구부와 가까운 D = 2 m에서 높은 열유속이 측정되었고, 거리가 증가할수록 열유속이 뚜렷하게 감소되었다. 최대 열유속은 D = 2 m의 H = 1.0 m에서 약 21 kW/m²로 나타났으며, D = 5 m에서는 약 6 kW/m² 수준으로 감소되었다. 이 결과는 개구부 외부의 열적 노출이 화재크기뿐 아니라 측정거리와 분출화염의 높이 방향 분포에 크게 영향을 받음을 보여준다.

Figure 8

Heat flux ouside the opening under the UO condition: (a) time histories at D = 2 m; (b) time-averaged vertical distribustions at different distances.

Figure 9(a)는 개구부로부터 D = 5 m, 높이 H = 1.0 m에서 스프링클러 배열에 따라 측정된 열유속이 비교된 결과이다. 모든 조건에서 HRR이 증가됨에 따라 열유속 또한 증가되었으나, 증가 정도는 스프링클러 배열에 따라 큰 차이를 보였다. OTS 조건의 열유속은 모든 화재단계에서 UO 조건보다 낮았으며, OFSS 조건에서는 감소효과가 더욱 뚜렷하게 나타났다. 특히 2.5 MW 조건에서 UO, OTS 및 OFSS의 열유속은 각각 약 6.4, 3.6 및 1.6 kW/m² 수준으로 나타나, 개구부 주변의 다방향 방수가 외부 열노출 저감에 효과적임이 확인되었다. Figure 9(b)는 D = 5 m에서 측정된 높이별 시간평균 열유속 분포를 나타낸다. UO 조건에서는 2.5 MW에서 모든 높이의 열유속이 0.5 MW 조건에 비해 크게 증가되었으며, H = 1.0 m 부근에서 가장 높은 값이 나타났다. OTS 조건에서는 높이 전반에 걸쳐 열유속이 감소하였으나, UO 조건과 유사한 높이 방향 분포가 유지되었다. 반면 OFSS 조건에서는 모든 측정높이에서 열유속이 크게 감소되었고, 높이에 따른 편차도 상대적으로 작게 나타났다. 이는 개구부 상부의 단일 방수보다 상하좌우에서 형성된 물 분포가 개구부 전면의 고온영역과 열복사를 보다 넓게 차단했기 때문으로 판단된다.

Figure 9

Heat flux outside the opening at D = 5 m for different sprinkler arrangements: (a) time histories at H = 1.0 m; (b) time-averaged vertical distributions.

Figure 10은 D = 5 m에서 측정된 높이별 열유속을 평균하여 UO 조건 대비 감쇠율로 나타낸 결과이다. OTS 조건의 평균 감쇠율은 0.5, 1.0, 1.5 및 2.5 MW에서 각각 약 30%, 39%, 39% 및 45%로 산정되었다. OFSS 조건에서는 각각 약 52%, 67%, 73% 및 76%의 감쇠율로, 모든 화재단계에서 OTS보다 높은 저감성능을 보였다. 또한 화재크기가 증가될수록 두 스프링클러 조건의 감쇠율이 전반적으로 증가되었으며, 이러한 경향은 OFSS 조건에서 더욱 뚜렷하게 나타났다. 이는 HRR 증가에 따라 화염과 고온가스가 개구부 방향으로 확대되어 스프링클러 살수와의 접촉이 증가하고, 이에 따라 외부 열유속의 증가가 상대적으로 억제되었기 때문으로 판단된다.

Figure 10

Height-averaged heat flux attenuation at D = 5 m for different sprinkler arrangement and nominal HRR levels.

스프링클러 작동에 따른 열유속 감소에는 물 액적에 의한 복사에너지의 흡수와 산란뿐 아니라 고온가스 냉각, 화염형상 변화 및 개구부 외부 고온영역의 축소가 복합적으로 작용한 것으로 판단된다. 다만 OTS와 OFSS 조건은 작동 헤드 수와 총 방수량이 서로 다르므로, 두 조건의 성능 차이를 헤드 설치위치만의 영향으로 해석하기는 어렵다. 따라서 Figure 10의 결과는 각 설치방식을 실제 적용했을 때 형성되는 스프링클러 배열과 총 방수량을 포함한 시스템 차원의 감쇠성능으로 해석될 필요가 있다. 또한 화재크기에 따른 감쇠율 증가는 UO 조건의 열유속이 화재크기에 따라 크게 증가된 결과도 함께 반영하므로, 감쇠율과 절대 열유속을 동시에 고려해야 한다.