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Fire Sci. Eng. > Volume 34(4); 2020 > Article
화재감지기의 응답특성 평가를 위한 Shield-cup이 적용된 시험방법

요 약

성능위주 화재안전설계에서 요구 피난시간(Required safe egress time, RSET)의 정확한 평가를 위해서는 화재감지기 작동시간에 대한 정확한 예측이 필수적으로 요구된다. 본 연구에서는 실험 및 수치해석을 통해 화재감지기의 작동시험에 널리 적용되고 있는 Plunge test의 문제점이 검토되었다. 또한 이를 개선시킬 수 있는 새로운 Shield-cup test가 제안되었다. 측정의 정확성 및 재현성 확보를 위하여 개발된 Fire detector evaluator (FDE)가 적용되었다. 주요 결과로서, Plunge test에서는 감지기가 투입되는 순간에 급격한 유동변화로 인하여 연기감지기의 작동시간에 큰 측정오차가 발생되었으며, Shield-cup test에서는 감지기 노출 과정에서 장치 내부의 유동 변화가 거의 확인되지 않았다. 결론적으로 Shield-cup test는 모사된 화재환경에서 화재감지기의 응답특성을 보다 정확히 평가하는데 상당히 유용할 것으로 기대된다.

Keywords

Fire detector, Smoke detector, Plunge test, Shield-cup test, Response characteristics

ABSTRACT

It is necessary to predict the activation time of fire detectors accurately to improve the reliability for evaluating the required safe egress time (RSET) in performance-based fire safety design. In this study, problems of the plunge test, which is widely applied in assessing fire detectors, were examined through experiments and numerical simulations. In addition, a new shield-cup test method was proposed to address these problems. A fire detector evaluator (FDE) developed in a previous study was applied to ensure measurement accuracy and reproducibility. During the plunge tests, a significant measurement error was observed in the activation time of the smoke detector because of the rapid flow change when the detector was input. However, during the shield-cup tests, slight changes occurred in the flow inside the FDE when the detector as exposed to smoke. In conclusion, the proposed shield-cup test method is expected to be useful for evaluating the response characteristics of fire detectors more accurately in simulated fire environments.

1. 서 론

화재감지기 및 스프링클러의 정확한 작동시간 및 응답특성과 관련된 주요 물리적 인자들의 측정은 정확한 요구피난시간의(Required safe egress time, RSET) 산정 및 화재안전설계를 위해 매우 중요하다(1). 또한 다양한 화재환경에서 공간용도 및 목적에 따른 감지기의 감도 등급(Sensitivity ratings)의 정확한 설정 및 분류는 화재 피해를 최소화시키기 위한 가장 기본적인 접근이라 할 수 있다. 구체적으로 연기감지기는 작동되는 단위 길이당 광소멸률(Obscuration per meter, OPM, %/m)과 감지기 외부의 연기가 내부 챔버로 유입 및 혼합되기까지의 시간지연(Time lag)에 대한 정보가 요구된다(2). 또한 열감지기는 작동되는 기류의 온도와 감열부의 반응시간지수(Response time index, RTI)가 측정되어야 한다. 스프링클러는 RTI와 더불어 감열부에 전달된 열이 배관 및 수로 등으로 어느 정도 손실되는지를 의미하는 열전도인자(Conduction factor)의 측정이 추가적으로 요구된다. 이와 같이 인자들을 정확히 측정하기 위해서는 연기농도, 온도 및 유속에 대한 정밀한 제어가 선행되어야 한다.
다양한 화재시나리오를 대상으로 연기의 천장 제트유동(Ceiling jet flow)이 갖는 온도 및 유속 조건에서 스프링클러 및 열감지기의 응답특성을 평가하기 위한 국제표준 장치로는 Heskestad와 Smith가 제안한 Plunge test 장치(3)가 가장 널리 적용되고 있다(4-7). 이 장치는 폐회로(Closed-loop)의 고온 공기 터널로 설계되었으며, 내부에는 원심 팬, 열원 그리고 감지기 및 스프링클러를 위한 시험구간(Test section)으로 구성되었다. 이때 Plunge의 용어를 통해 예측할 수 있듯이, 시험방법은 장치 내부의 온도 및 유속이 정상상태에 도달한 후에 시험구간 상부(외부)에 위치한 스프링클러 및 열감지기가 순간적으로 내부로 투입되며 작동 여부 및 작동시간이 측정된다. 초기 Plunge test 장치 내부의 온도 및 유속의 균일성을 개선시키기 위한 노력이 지속적으로 이루어졌으나, 0.5 m/s 근처의 낮은 유속 조건에서 열적 성층화(Thermal stratification)로 인한 온도 불균일성은 이 장치의 본질적인 한계로 인식되고 있다. 구체적으로 Plunge test 장치는 부력과 관성의 비로 표현되는 무차원 수인 Richardson 수가 0.62 이상(3)이며, 이 값이 0.25 이상일 때 공기 유동은 고온 상층부와 저온 하층부로 분리된다고 알려져 있다(8).
기존 Plunge test 이외에 화재감지기 및 스프링클러의 응답특성에 관한 시험장치로서, 낮은 유속조건에서 열적 성층화를 저감시키기 위하여 수직 하향의 유동경로를 갖는 Hughes associates, inc. (HAI) Plunge test 장치(9)가 제안된 바 있다. 또한 덕트 내의 유동 및 연기의 균일성을 개선시키고, 연기에 의한 작동 및 이외의 물질(먼지, 오일 및 미분무)에 의한 오작동을 동시에 평가할 수 있는 Fire-emulator / Detector- evaluator (FE/DE)(10,11)가 미국표준기술연구원(National institute of standards and technology, NIST)에 의해 개발되었다. 다수의 시험·인증기관들은 국내·외 기준에 의해 화재감지기 및 스프링클러의 응답특성을 평가하기 위한 다양한 시험 장치를 보유하고 있다. 본 연구진 역시 연기 및 열감지기의 작동인자 및 화재시뮬레이션을 위해 요구되는 입력인자 측정을 위하여 Fire detector evaluator (FDE)를 개발(12-14)하였으며, 덕트 내의 유속 및 연기농도의 균일성 그리고 연기농도 측정의 정확도를 개선시키기 위해 보완 연구(15)를 수행한 바 있다. 그러나 위에서 언급된 모든 시험 장치는 감지방법 및 감도에 따른 화재환경의 재현방법과 시험 조건의 정량적 차이를 갖고 있으나, Plunge test와 동일 또는 유사한 방법이 적용되었다. 즉, 장치 내부의 유속, 연기 및 온도가 정상상태에 도달한 후에 감지기 및 스프링클러를 순간적으로 투입되어, 응답특성에 관한 물리량이 측정되고 있다.
Plunge test는 실험실 규모의 제어가 가능한 화재환경에서 감지기 및 스프링클러의 작동 및 응답특성 관련 인자들을 효율적으로 측정할 수 있다는 장점을 갖고 있다. 그러나 모사된 화재조건이 정상상태에 도달 한 후에 감지기 및 스프링클러를 투입하는 과정에서 상부 시험구간이 개폐되기 때문에 장치 내부의 물리량이 순간적으로 급격하게 변화되는 문제가 발생될 수 있다. 그럼에도 불구하고 Plunge test의 시험과정에서 순간적인 개폐로 인한 장치 내부의 급격한 변화가 감지기 및 스프링클러의 작동 및 응답특성에 어떠한 영향을 미치는지에 대한 정량적 검토는 현재까지 확인하기 어려운 실정이다.
이러한 배경 하에 순간적인 개폐의 시간에 따라 FDS에 적용되는 정온식 열 감지기의 작동시간이 평가된 후, 작동온도 및 RTI가 제공된 바 있다(16). 따라서 본 연구에서는 Plunge test의 시험방법에 의해 야기되는 장치 내부의 순간적인 유동 불균일성이 광전식 연기감지기의 작동시간 및 OPM에 미치는 영향을 규명하기 위하여 실험 및 수치해석 연구를 수행하였다. 또한 기존 Plunge test의 문제점을 개선하기 위한 새로운 개념의 Shield-cup test를 제안하였다. 본 연구결과는 향후 보다 정확한 화재감지기 및 스프링클러의 응답특성을 평가하기 위한 시험장치 개발에 유용한 정보를 제공할 것으로 기대된다.

2. 연구방법

2.1 실험방법 및 조건

광전식 연기감지기의 시험방법에 대한 고찰을 위하여, 본 연구에 적용된 Fire detector evaluator (FDE)는 크게 연기 발생을 위한 버너, 공기 공급 장치, 유동 균일화를 위한 유량 분배장치, 그리고 온도, 유속 및 연기 농도 측정장치로 구성되었다(15). Figure 1(a)는 FDE의 개략도를 도시한 것으로서, 덕트의 단면은 0.6 m × 0.3 m로 제작되었다. 그림에 제시된 바와 같이, 연기의 발생은 연료가 포함된 밀폐된 용기 상단에 램프 심지를 설치하고, 심지의 노출길이 그리고 개수를 통해 열발생률 및 연기 생성량이 조절(17)되었으며, 심지의 개수는 4개 노출길이는 10 mm로 고정되었다. 또한 환기구의 면적 변화가 가능한 버너 내부에 연기 발생장치를 위치함으로써, 낮은 발열량의 조건에서 연기 발생량의 조절이 가능하도록 하였다. 이와 같은 램프 심지 및 환기량 조절 방법은 장치 내부의 온도를 낮게 유지시킬 수 있기 때문에, 결과적으로 열적 성층화에 의한 감지기의 응답특성 오차를 최소화 시킬 수 있다(15). 장치 내부의 유동 균일성을 개선시키고 난류강도를 감소시키기 위하여, 시로코 팬이 장치 후단부에 설치된 흡입유동(Suction flow)(18)과 허니컴(Honeycomb) 및 메쉬(Mesh)가 적용되었다. Figure 1(b)에 제시된 바와 같이 단면의 수직방향 유속을 측정하기 위하여 열선유속계(TESTO 480)가 사용되었으며, 비교적 높은 유속 및 연기농도의 조건에서는 차압센서를 통해 보정된 양방향 유속계(Bi-directional velocity probe)가 동시에 사용되었다. 연기의 연기농도 측정은 레이저 모듈과 포토셀(Photocell)이 적용된 광소멸법(19)에 의해 실시간 측정되었다. 연기발생을 위한 연료로서 등유(C15H32)가 사용되었으며, 연료의 질량 감소율과 Soot yield가 측정되어 Fire dynamics simulator (FDS)을 이용한 시뮬레이션의 입력정보로 활용되었다. 마지막으로 연기감지기가 설치된 수직높이는 유속 및 OPM의 측정위치와 동일한 0.25 m이다. 시험 장치에 대한 상세한 내용 및 검증은 참고문헌(15)을 통해 확인될 수 있다.
Figure 1
Schematics of fire detector evaluator (FDE) and test section(15).
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Figure 2는 감지기가 설치되는 시험 구간을 대상으로 기존의 Plunge test 방식과 본 연구에서 제안한 Shield-cup test 방식의 개략도를 나타낸 것이다. Figure 2(a)를 살펴보면, 서론에서 언급된 바와 같이 Plunge test에서는 장치 내부의 유속 및 연기농도가 공칭작동농도의 정상상태에 도달 한 후에, 시험구간 상부에서 감지기가 설치된 문으로 순간적 변경된다. 이때 공식적으로 수행되는 Plunge test의 다양한 시험에 대하여 감지기의 투입 시간에 따른 기준은 명확하지 않다. 따라서 감기지 투입을 위한 문 개폐의 총 소요 시간은 장치 내부의 유속 및 연기농도의 변화에 직접적인 영향을 줄 수 있기 때문에, 시험 방법에 대한 일관성을 위해 최종 5 s로 결정되었다. Figure 2(b)는 기존 Plunge test의 단점을 보완할 수 있도록 고안된 Shield-cup test의 개략도와 실제 사진이 도시되었다. Shield-cup test는 실험 시간 전에 이미 감지기가 장치 내부에 설치되며, 감지기를 외부로부터 차단시킬 수 있는 Shield-cup으로 명명한 반구형의 커버가 설치되었다. 이때 장치 내부의 유속 및 연기농도가 정상상태에 도달한 후에 Shield-cup을 하부로 제거함으로써, 모사된 화재조건에 순간적으로 감지기가 노출되도록 고안되었다. Shield-cup test로 인한 감지기 응답특성 평가의 타당성은 기존 Plunge test의 결과와 직접 비교·검토되었다.
Figure 2
Schematics of the plunge and the shield-cup test method.
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본 연구에 적용된 광전식 연기감지기는 T사에서 생산되는 2종/보통형/비방수형/비축적형/재용형이다. 국내의 ‘감지기 형식승인 및 제품검사의 기술기준’에 따라 이 감지기는 0.2∼0.4 m/s의 유속과 OPM 15 %/m의 조건에서 작동될 수 있도록 감도가 설정되어 있다(20). 또한 시험기준에 적용되는 화원은 흰색 연기를 발생시키는 필터(ADVANTEC, filter paper, No. 2)가 사용된다. 참고로 연기 입자에 의한 광소멸(산란 및 흡수의 합) 중에서 산란에 의한 광소멸 비는 Single scattering albedo (SSA)라는 변수에 의해 표현될 수 있는데, 흰색 연기는 약 0.6∼0.8이며, 검정색 연기는 약 0.3의 값을 갖는다(21,22). 그 결과 산란광에 의해 작동되는 광전식 연기감지기에 검정색 연기를 발생시키는 등유가 화원으로 적용될 때 보다 높은 OPM에서 감지기가 작동됨을 예상할 수 있다(23). 따라서 본 연구에서는 연기감지기가 작동될 수 있도록 연기의 농도가 조절되었으며, 평균 38.54 ± 3.9 %/m에 해당되는 일정한 OPM 값의 연기가 공급되었다. 또한 시험구간의 평균 유속은 0.1∼0.5 m/s의 범위에서 조절되었으며, 최종 감지기의 작동시간 및 OPM의 측정은 0.3 m/s의 조건에서 수행되었다.

2.2 계산방법 및 검증

Plunge test의 문제점과 제안된 Shield-cup test의 타당성을 수치적으로 검토하기 위하여, NIST에서 개발된 Fire Dynamics Simulator (FDS, version 6.3.0)(24)가 활용되었다. Figure 3은 FDE가 모사된 계산영역을 도시한 것이다. Figure 3(a)에 제시된 Plunge test에서는 시험구간 상부 문의 개폐로 인한 유동을 고려하기 위하여, 추가적인 계산영역이 고려되었다. Figure 1(a)에 제시된 유동 균일성을 위해 적용된 허니컴을 시뮬레이션에서 동일하게 구현하기 어렵기 때문에, 실제 허니컴의 공극률과 동일한 다공의 구조물을 설정하였다. 실험과정을 동일하게 모사하기 위하여, Plunge test의 경우 계산 설정 단계에서 FDE 내에 위치된 감지기가 구조물에 의해 보호되었다. 이때 장치 내부의 연기농도 및 유속이 정상상태에 도달 한 후 5 s 동안 문이 교체되는 순간에 감지기를 감싸던 구조물이 계산영역에서 제거되었다. 또한 Figure 3(b)에 도시된 Shield-cup test는 장치 내부의 유동이 충분히 안정화되었을 때 Shield-cup이 제거되었다. 이를 위해 FDS 내에 포함되어 있는 SET_POINT 옵션이 적용되었다. 이때 유속, 연기농도, 감지기 및 화원의 위치는 실험과 동일하게 설정되었다.
Figure 3
Computational domains for the plunge and shield-cup tests.
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국내·외 Plunge test가 적용된 일부 시험장치는 폐회로로 구성되어 있으며, 시험장치의 유로, 공기 공급장치 및 시험구간의 위치에 따라 감지기의 설치 위치에서 음압 또는 양압이 발생될 수 있다. 따라서 Suction flow type (흡입유동, 음압)이 적용된 FDE를 대상으로 Blow flow type (배출유동, 양압)에 의한 영향이 동시에 고려되었다. 이를 위해 FDE의 입구 및 출구의 경계조건(B.C.)은 Open 및 Velocity inlet B.C.이 각각 변경되어 설정되었다. 화재특성직경(Fire characteristics diameter)의 적절한 해상도(25) 및 격자 민감도 분석을 통해 적용된 격자의 크기는 최종 0.01 m가 선정되었다.
FDS를 이용하여 연기감지기의 작동 및 응답특성을 예측하기 위해서는, 화원의 정확한 정보뿐만 아니라 감지기 수치모델에서 요구되는 장치물성에 해당되는 입력정보가 요구된다(14). 연기감지기 수치모델로서 Heskestad 모델(26)이 적용되었으며, 이때 요구되는 특성길이(2.52 m) 및 작동이 개시되는 OPM (37.12 %/m)은 본 연구에 적용된 감지기 및 연료(등유)를 대상으로 측정되었다. 이때 실제화원의 구현을 위하여 로드셀을 활용하여 연료의 질량감소율(Mass loss rate, MLR, g/s)이 측정되었으며, 0.0097 g/s가 고려되었다. 이후 문헌에 제시되어 있는 유효연소열(Heat of combustion, kJ/kg)을 통해 단위면적당 열 발생률(Heat release rate per area, HRRPUA, kW/m2)이 환산되어 적용되었다. 램프 심지를 통해 연소되는 등유의 단위 질량당 발생되는 soot의 질량을 의미하는 Soot yield (ys)는 0.067 g/g으로써 측정된 값이 적용되며, CO yield (yCO)는 Table 1에 표기된 참고문헌을 통해 인용되었다(27). 연료에 비해 공기의 공급량이 충분한 과환기화재를 대상으로 하였기 때문에 발생되는 CO의 농도는 매우 작다. 또한 연기감지기의 작동에 초점을 둔 본 연구의 목적을 고려할 때, CO yield의 문헌값 인용은 문제가 없을 것으로 판단된다. 감지기 작동과 관련된 추가적으로 중요한 정보인 단위질량당 광소멸계수(Mass light extinction coefficient)는 유염 연소의 평균값에 해당되는 8,700 m2/kg이 사용되었다(28,29).
Table 1
Combustion Properties of Kerosene
Parameter Value
Effective fuel formula C15H32
Heat of combustion (kJ/kg) 43,200(27)
Soot yield (YS, g/g) 0.067
CO yield (Yco, g/g) 0.012(27)

3. 결과 및 고찰

3.1 Plunge 및 Shield-cup test의 감지기 작동시간 비교

Figure 4Figure 1(a)에서와 같이 흡입유동이 적용된 Plunge test의 과정에서 측정된 시간에 따른 단면의 수직방향 유속 및 연기의 OPM을 비교한 것이다. 광전식 연기감지기에 대한 단위길이당 광 소멸율(OPM)은 식 (1)과 같이 정의되며, 물리적으로 단위 길이당 연기 입자에 의해 소멸되는 광의 강도 비(%)를 의미한다.
(1)
OPM=[(1(I/Io)1/Lp)]×100
Figure 4
Changes in the longitudinal velocity and obscuration per meter in the process of the plunge test.
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여기서IIoFigure 1(b)에 도시된 바와 같이 포토셀의 연기 공급 전후에 측정된 전압을 각각 의미한다. 실험방법에서 언급된 바와 같이 Plunge test에서는 모사된 화재환경을 위하여 장치 내부의 유속 및 연기농도가 정상상태에 도달 한 후에 시험구간 상부(외부)의 감지기가 설치된 문으로 5 s의 시간동안 순간적으로 교체되었다. 그 결과 흡입유동에 의한 장치 내부의 음압으로 인하여 Figure 4(a)에서와 같이 문이 개방되는 순간 단면 평균유속은 순간적으로 0 m/s 근처까지 감소하며, 감지기 투입 이후 다시 정상상태의 유속으로 변화됨을 볼 수 있다. 이러한 현상은 고려된 모든 단면 평균유속의 조건에서 동일하게 확인된다. 이와 동시에 Figure 4(b)의 OPM 결과를 살펴보면, 문의 개방 초기에 일부 증가하다가 감지기의 투입 이후 다시 급격하게 증가됨을 볼 수 있다. 초기 OPM의 증가는 단면평균 유속에 따라 정량적 차이를 보이지만, 감지기 투입 이후의 연기농도의 증가는 유사하게 확인된다. 참고로 연기 발생장치에서는 동일한 심지길이 및 개수의 적용으로 연기 발생량의 큰 변화는 없으나, 유속의 증가에 따라 정상상태의 OPM은 점차적으로 감소하고 있다. 이는 크게 두 가지 원인으로 설명될 수 있다. 유속이 증가함에 따라 심지가 위치된 곳에 재순환 유동에 의한 환기양의 증가로 불완전 연소의 대표적인 물질인 Soot의 발생량이 줄어드는 것으로 설명될 수 있다. 또한 동일한 연기양이 발생되더라도 유속이 증가할수록 연기의 체적분율(Volume fraction)이 감소되기 때문으로 판단된다. Figure 4의 결과를 통해 Plunge test에서 요구되는 순간적인 감지기 투입을 위한 시험구간 상부의 개폐는 장치 내부의 유동 및 연기농도를 급격하게 변화시킴을 알 수 있다. 이는 결과적으로 모사된 화재환경에서 감지기의 작동시간 및 응답특성 측정의 상당한 오차를 가져올 것으로 예상된다.
Figure 5은 Shield-cup test에서 시간에 따라 측정된 단면의 수직방향 유속 및 OPM을 도시한 것이다. Shield-cup test를 제거하는 시간은 Plunge test의 감지기 투입시간과 동일하게 적용하였다. Plunge test의 감지기 투입 이후의 유속 및 OPM의 비교를 위하여, 그림에 감지기가 노출된 후의 구간을 표기하였다. 장치 내부의 정상상태 도달 이후 외부 유동의 유입이 발생되지 않는 Shield-cup test에서는 단면의 수직방향 유속과 OPM이 시간에 따라 거의 변화가 없음을 확인할 수 있다.
Figure 5
Changes in the longitudinal velocity and obscuration per meter in the process of the shield-cup test.
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Figure 6은 Plunge 및 Shield-cup의 시험방법에 따라 연기감지기의 응답 특성에 대해 측정 및 예측결과를 도시한 것이다. 이때 시험방법에 따라 15회의 반복실험을 통하여 각 측정값에 대한 재현성이 고려되었다. 먼저 Plunge test의 실험결과를 살펴보면, 연기감지기 작동순간의 OPM이 매우 넓은 범위를 갖는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과는 Figure 4(b)에서 언급되었던 결과에서 알 수 있듯이, 감지기가 투입되는 과정에서 급격하게 상승하는 유속 및 연기 농도가 연기감지기의 챔버 내부로 유입되는 것으로 판단된다. 따라서 Plunge test를 수행하는 경우 순간적으로 투입된 연기감지기는 급격하게 높은 연기농도의 유입에 의하여 10 s 이내에 작동되는 것을 확인할 수 있다. 반면에 Shield-cup test에서의 연기감지기가 설정된 연기 농도에 노출되는 경우 작동되는 OPM의 일관성이 매우 우수함을 확인할 수 있다. 이때 Shield-cup test에서 연기감지기가 작동되는 순간의 OPM은 38.36 %/m의 평균값을 가지며, 수평 에러바 형태로 표현된 표준편차가 그래프에 제시되었다. 그러나 Shield-cup test에서 유사한 작동 OPM의 조건에서 감지기의 작동시간이 상당히 큰 차이가 발생됨을 볼 수 있다. 이에 대한 원인은 동일 제조사 및 모델에 대한 15개의 개별 감지기는 평균 38.36 %/m에서 작동되지만, ± 3.6 %/m의 표준편차를 갖게 된다. 또한 감지기의 작동을 유도하기 위한 연기의 OPM은 38.54 ± 3.9 %/m에서 실험이 이루어졌다. 그 결과 상대적으로 높은 OPM에서 작동되는 감지기의 경우 낮은 OPM을 갖는 연기가 유입되면, 감지기의 작동시간은 크게 지연될 수 있다. 향후 작동 OPM보다 높은 연기유동을 적용한다면, 순수하게 개별 감지기의 작동 OPM 차이에 의한 작동시간의 차이만을 갖게 될 것으로 기대된다. 또한 시험방법에 따른 수치해석 결과를 보면, 실험결과와 동일한 경향으로서, Plunge test는 6.7 s, Shield-cup test는 17.5 s 로써 감지기 작동시간의 차이가 발생되는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과를 미루어 보았을 때, 연기감지기의 작동시험에 적용되는 Plunge test는 비정상상태의 유동 및 연기농도가 감지기 내부로 유입됨에 따라 조기 작동이 될 가능성이 있다. 따라서 본 연구진에 의해 개발된 Shield-cup test가 적용된다면 부정확한 시험 결과가 초래되는 Plunge test의 한계를 보완할 수 있을 것으로 판단된다.
Figure 6
Comparison of activation times as a function of OPM at the moment of detector activation for the plunge and shield-cup tests.
kifse-2020-34-4-36-g006.jpg

3.2 시험장치 내부 압력에 따른 유동 분포

감지기 설치 위치를 기준으로, Plunge test 과정에서 발생되는 장치 내부의 상세한 분석을 위하여 시험부 뿐만 아니라 외부 유동이 함께 고려되었다. Figure 7, 8은 흡입(음압) 또는 배출(양압) 유형에 대하여 장치 내부의 유동 변화에 따른 soot의 질량분율(Mass fraction, kg/kg)의 수치해석 결과를 나타내며, 덕트 외부로 설정된 z = 1.0 m 이상의 영역은 Open boundary이다. 또한 두 조건 모두 시험부가 정상상태에 도달한 후, 투입과정, 투입직후, 투입 30 s 후에 대하여 시간에 따른 과정이 5 s 동안 평균되었다. 그 결과 Figure 7의 결과를 살펴보면, 감지기 작동시험을 위한 전처리 과정을 통해 장치 내부는 균일한 연기 농도가 설정되었다(Figure 7(a)). 문의 개폐 과정에서 장치 내부는 음압이 형성됨에 따라 외부 유동이 내부로 유입되는 것을 확인할 수 있다(Figure 7(b)). 또한 장치 내부에 흐르던 유동은 외부에서 유입되는 유동에 의하여 정체되어 국부적으로 밀집되는 것을 확인할 수 있다. 그 결과 정체되었던 연기가 문의 폐쇄 직후 높은 농도로 시험부를 흐르게 된다(Figure 7(c)). 또한 Figure 8은 배출유동의 경우 불균일한 유속에 따른 난류강도의 증가로 인하여 정상상태의 조건에서 비교적 높은 연기 농도를 나타낸다(Figure 8(a)). 감지기가 투입되는 과정을 통하여 장치 내부에서 가해지는 양압에 의하여 연기의 분출되는 것을 확인할 수 있다(Figure 8(b)). 이후 급격한 유동에 의하여 연기감지기가 설치되는 상층부의 연기농도는 비정상적으로 높은 값을 갖는 것으로 나타난다(Figure 8(c)). 공통적으로 감지기 투입과정에서 장치 내부는 비정상상태의 유동을 나타내며, 감지기 시험이 이루어지는 단계임에도 불구하고 내부 유동은 안정화를 위해 충분한 시간이 필요하다. 이러한 결과는 연기감지기의 작동 시험 전처리 과정에서 요구되는 정상상태의 조건에 비해 감지기의 챔버 내부로 부정확한 값이 유입될 것이라 예상할 수 있다. 또한 연기감지기의 챔버 내부에 높은 농도의 연기가 유입됨에 따라, 부정확한 작동시험을 초래하여 재현성이 확보된 시험이 요구될 것으로 판단된다.
Figure 7
Distribution of velocity and soot mass fraction averaged during plunge test in the 0.3 m/s suction flow.
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Figure 8
Distribution of velocity and soot mass fraction averaged during plunge test in the 0.3 m/s flow of blowing.
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4. 결 론

본 연구에서는 스프링클러, 열 및 연기감지기의 연기농도 및 RTI 등 순간적인 물성치의 측정을 위하여 적용되는 Plunge test의 문제점 개선을 위하여 Shield-cup test가 개발되었다. 시험장치로는 유속 및 연기농도의 제어가 가능한 화재감지기시험장치(FDE)가 적용되었다. Plunge test의 문제점을 정량적으로 제시하기 위하여, 시험 방법에 따른 수치해석 연구가 병행되었다. 주요 결론은 다음과 같다.
  • 1) FDE를 이용하여 Plunge test의 구현을 위해, 두 개의 문이 교체됨에 따라 순간적으로 연기감지기가 FDE 내부로 투입되었다. 문이 교체되는 과정에서 연기농도 및 유속의 급격한 변화가 측정되었으며, Shield-cup에 의해 감지기가 노출되는 경우 내부 유동의 변화가 없음을 확인하였다.

  • 2) Plunge test에 따라 연기감지기는 10 s 이내에 작동되며, 작동 순간의 OPM은 감지기 자체의 공칭작동농도에 비해 높은 값을 갖는 경우가 발생된다. 또한 Shield-cup test는 시험과정에서 발생되는 장치 내부의 유동 교란 방지를 통해 감지기 작동 순간의 OPM은 연기발생장치에서 공급되는 연기 농도의 범위를 갖는다. 이러한 결과는 수치해석에서도 동일하게 예측되었다.

  • 3) 감지기 작동시험을 위해 균일한 유동을 형성시키는 전처리 과정을 거친 후, Plunge test의 문을 교체하는 과정에서 시험장치 내부는 음압 또는 양압의 지배적인 영향을 받는 수치해석 결과가 제시되었다. 따라서 본 논문을 통해 얻어진 실험 및 수치해석 결과는 Plunge test의 정량적인 문제점이 제공될 것이며, 새롭게 제안된 Shield-cup test를 통해 국내 소방장치의 신뢰성 향상에 기여할 것으로 기대된다.

후 기

본 연구는 2020년도 소방청의 현장중심형 소방활동지원 기술개발사업(MPSS-소방안전-2015-66)의 연구비 지원으로 수행되었으며, 관계제위께 감사드립니다.

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