1. 서 론
최근 중국 상해 케미칼 플랜트 화재(2022), 이탈리아 산 줄리아노 화재(2022), 미국 텍사스 사우스레이크 화재(2022) 등 최근까지도 플랜트 시설물에 대한 화재가 발생하고 있다. 플랜트 시설물은 발전, 자원개발, 환경 등 다양한 분야에서 용도별 공정에 따라 다양한 물질을 취급하는 시설이다. 특히 발전, 오일, 가스 및 석유화학 분야는 일반 건축물에 비해 가연성 물질의 적재량이 많아 화재발생 시 화재하중이 높고, 빠른 화재성장을 유발할 가능성이 크다. 또한, 가스류 및 독성물질의 확산으로 인해 폭발등의 다수의 인명피해를 유발하는 대형 재난으로 확대될 수 있다.
하지만 국내 플랜트의 건설 및 운영에 필요한 기술 및 시설기준은 ‘건축법 제 50조’, ‘건축법시행령 제2조 제7호’, ‘국토교통부령 제1123호, 건축물의 피난⋅방화구조 등의 기준에 관한 규칙’에 제시된 바와 같이 최소한의 법적 규정으로만 강제하고 있으며(1) 특히 화재 시 플랜트 시설물의 내화저항성능에 대한 기준은 화재위험도가 큰 가연물을 다량 보유한 플랜트 시설물의 특징을 고려하지 않고 일반건축물과 동일한 내화구조 기준을 적용하고 있는 실정이다(2). Figure 1에 나타낸 바와 같이 파이프랙 및 지지대는 열전도도가 높아 화재에 취약한 강재를 사용하고 있어서 내화성능 기준의 강화가 필요한 실정이다.
최근 국내에서 수행된 플랜트 내화구조에 관한 다양한 선행연구를 살펴보면(3,4), 화학공장에서 화재규모에 따라 화재유형별로 구조물에 영향을 줄 수 있는 복사열을 기준으로 영향범위를 제시하였으며, 화학공장과 같은 특정 산업시설을 위한 위험성 기반 적용범위 산정에 대한 필요성을 시사하였다. 또한, 석유화학 플랜트 시설물의 내화도료 별 내화성능, 화재하중, 화재노출시간을 변수로 내화도료의 손상도에 대한 평가를 수행하였으며, 건축물 기준 내화성능을 인정받은 내화피복이었다고 하더라도 hydrocarbon fire에 노출된 경우, 피복재의 손상으로 인해 소요내화성능을 만족시키지 못할 수 있다는 결론을 도출하였다.
따라서, 본 연구에서는 플랜트 시설물에서 발생가능한 화재에 대해 현재 국내 내화기준을 적용한 플랜트 시설물과 해외기준을 만족하는 내화기준을 적용한 플랜트 시설물의 내화저항성능을 비교하기 위하여 실대형 규모의 내화시험을 수행하였다. 본 연구를 수행함으로써 화재하중에 따른 화재 이후 철골부재의 잔존내화성능을 파악하여 그에 따른 플랜트 시설물의 내화성능수준에 대한 근거로 활용하고자 한다.
2. 국내⋅외 내화성능기준
2.1 국내 내화기준
국내 건축물의 경우, ‘건축물의 피난⋅방화구조 등의 기준에 관한 규칙’에서는 철근콘크리트 벽과 바닥의 경우, 두께가 10 cm 이상 확보된 경우 내화구조로 인정하고 있으며, 외벽 중 비내력벽의 경우 7 cm 이상 두께가 확보된 경우를 내화구조로 인정하고 있다. 그 외의 기둥, 보 부재에 대해서는 철근콘크리트구조일 경우 내화구조로 인정하고 있다. 강재의 경우에는 일정두께 이상의 철망모르타르 혹은 콘크리트 블록⋅벽돌 또는 석재로 보강된 부재를 내화구조로 인정하고 있다.
50 MPa 이상의 설계강도를 가지는 고강도 콘크리트 부재나 그 외의 구조부재의 경우, KS F 2257-1(5)에 제시된 표준시간-가열온도 곡선(standard fire, cellulosic fire curve)을 따라 열하중을 가한 뒤 부재의 하중지지력 및 차열성, 차염성을 기준으로 한 내화성능평가를 통해 검증된 부재에 대해서 내화구조로 인정하고 있다.
한국산업안전보건공단에서 발행한 ‘내화구조에 관한 기술지침’(6)에서는 내화구조의 정의를 건축물의 기둥 및 보, 위험물 저장⋅취급용기의 지지대 및 배관⋅전선관 등의 지지대가 화재시 일정시간동안 강도와 그 성능을 유지할 수 있는 구조라고 정의하였다. 내화성능의 기준은 KS F 2257-6, 7(7,8)에 제시된 내화피복된 강재의 성능기준을 따라 단면별 평균온도 538 °C, 최고온도 649 °C를 넘지않도록 제시하고 있다. 내화성능을 정의하는 단락에서는 정유 및 석유화학공장 등 탄화수소 물질을 다량 보유하거나 취급함으로써 빠른 시간 내에 높은온도에 노출될 수 있는 경우에는 UL 1709 또는 동등 이상의 시험방법을 적용하는 것을 고려하여야 한다고 제시하고 있다.
3. 플랜트 시설물 내화성능평가 계획
본 연구에서는 플랜트 시설물의 구조체 대부분을 이루고 있는 강구조에 대해 표준화재와 탄화수소화재를 화재하중으로 하여 내화피복을 적용한 수직⋅수평부재에 대한 내화시험을 수행하였다. 시험체는 일반구조용으로 가장 많이 활용되는 SS275 H-형강을 사용하였으며, 시험체별 규격은 Figure 2에 나타낸 바와 같이 수평부재의 경우, 전체스팬길이 4.7 m에 단면 400 × 200 × 8 × 13인 부재를 사용하였다. 다만, 수직부재의 경우 탄화수소화재를 구현할 수 있는 가열로의 규격을 고려하여 전체높이 1.5 m에 단면 300 × 300 × 10 × 15의 부재를 사용하였다. 수평부재는 중심부 4 m에 대해 가열을 수행하였으며, 수직부재의 경우 중심부 1.1 m에 대해 가열을 수행하였다.
부재온도 측정을 위한 열전대는 K type thermocouple을 사용하였으며, 부재 모두 3개단면에 열전대를 설치하였다. 단면별로 수평부재는 4개의 열전대를 설치하였으며, 수직부재의 경우 3개의 열전대를 설치하였다.
Table 1에 나타낸 바와 같이 내화도료는 국내 건축물 내화성능기준을 만족하는 KS F 2257-1 인증을 받은 1액형 아크릴계 내화도료와 해외에서 UL 1709 내화인증을 받은 2액형 에폭시계 내화도료를 적용하였다. 상도는 KS M 6020 아크릴계 마감도료 0.05 mm를 도포하였으며, 하도의 경우에는 에폭시계 KS M 6030 1종 프라이머 0.05 mm를 도포하였다. 중도의 경우, 요구내화성능을 확보할 수 있도록 목표내화시간 및 하중방향에 따라 Table 2에 나타낸바와 같이 도포하였다. 추가적으로 에폭시계 내화도료의 경우, 중도 도포과정에서 BXF 메쉬를 보강하였다.
Table 1
Life Safety Standards
Table 2
Application Thickness of Refractory Paint
화재노출조건은 Figure 3에 나타낸 바와 같이 KS F 2257-1 및 ISO 834-1에서 제시하고 있는 표준화재(standard fire)와 Eurocode 및 UL1709에서 제시한 탄화수소화재(hydrocarbon fire)를 화재하중으로 선정하였다. 표준화재와 탄화수소화재의 온도-시간곡선은 각각 식(1)과 식(2)에 나타낸 바와 같다.
‘건축물의 피난⋅방화구조 등의 기준에 관한 규칙’에 제시된 내화구조 성능기준에는 발전시설(일반시설) 및 공장, 위험물 저장 및 처리시설(산업시설)의 규모에 따라 수평 및 수직부재에 대해 1 h, 2 h 혹은 3 h의 내화성능을 확보하도록 제안하고 있지만, 본 연구에서는 현장답사 결과에 근거하여 플랜트 시설물에서 적용하고 있는 2 h의 내화시험 인정품목과 비교를 수행하기 위하여 2 h의 내화성능을 목표성능으로 설정하였다.
4. 시험결과 분석 및 고찰
화재하중 및 내화도료 성능을 변수로 수직⋅수평부재에 대한 내화시험을 수행하여 부재에서 열전대 설치위치에서 부재의 수열온도를 측정하였다.
Figure 4에는 수평 시험체에 대해 화재노출 2 h 이후의 외관변화 및 온도상승량에 대해 나타내었다. Figure 4(a)에 나타낸 바와 같이, B-SF-AC 시험체를 표준화재에 노출시킨 경우, 도포 이후의 색상은 백색이었으나 표준화재에 노출된 이후 유백색의 발포탄화층을 형성하였다. 일부 플랜지-웨브 용접부의 발포층은 백색으로 변화하지 못한 흑색탄화층이 관찰되었으며, 하부 플랜지에서 일부 발포층이 탈락하는 현상이 발생하였다. Figure 4(b)에는 가열시간에 따른 열전대 위치별 수열온도와 단면별 평균 수열온도를 나타내었다. 하부 플랜지에서 일부 발포층의 탈락이 발생했음에도 불구하고 최고 수열온도는 하부 플랜지에서 547.9 °C로 나타났으며, 단면별 평균 수열온도는 513.3 °C로 나타났다.
Figure 4(c)에 나타낸 바와 같이 B-HF-AC시험체는 B-SF-AC시험체와 동일하게 백색탄화층으로 발포하였으나, 발포층의 두께가 비교적 두껍게 형성되었다. 표준화재를 가한 시험체의 플랜지-웨브 접합부에서 관찰되었던 흑색 탄화층은 비교적 고온에 노출되어 모두 백색 탄화층으로 발포하였으며, 발포층의 탈락 또한 비교적 넓은 범위에서 발생하였다. Figure 4(d)에 나타낸 바와 같이, B-HF-AC 시험체의 경우, 열전대 위치별 최고 수열온도가 649 °C를 넘는 지점이 다수 발견되었으며, 단면 평균 수열온도 및 전체 평균 수열온도 또한 538 °C를 초과하였다. 하부 플랜지에서는 최저 수열온도가 692.0 °C로 649 °C를 초과한 온도를 나타냈으며, 최고 수열온도의 경우, 표준화재에 노출된 B-SF-AC 시험체에 비해 264.6 °C (48.3%) 높은 812.5 °C로 나타났다. 평균 수열온도 또한 153.2 °C (29.8%) 가량 높은 666.5 °C로 측정되어 일반 건축물 기준을 만족시키는 내화도료를 플랜트 시설물에 적용할 경우, 충분한 내화시간을 확보하기 어려울 것으로 판단하였다. 웨브 및 상부 플랜지의 경우에는 각각 631.5 °C, 510 °C의 평균 수열온도와 641 °C, 519.5 °C의 최고 수열온도를 나타내어 하부 플랜지에 비해 비교적 적은 온도상승을 보였다.
Figure 4(e)에는 B-HF-EP 시험체를 탄화수소 화재에 2 h 동안 노출시킨 후의 외형변화를 나타내었다. 기존의 회백색의 도료는 발포 후 아크릴계 도료와 다르게 상⋅하부 플랜지 및 웨브부분에서 각각 다른 발포양상을 보였다. 가장 많은 열을받은 하부플랜지의 경우, Figure 4(f)에 나타낸 바와 같이 B-HF-AC부재에 비해 전반적으로 낮은 수열온도를 나타냈다. 전체 평균 수열온도는 553.2 °C로 아크릴계 내화피복 대비 113.3 °C (17%) 저감된 수열온도를 나타내었으며, 최고 수열온도 또한 141.3 °C (17.4%) 낮은 671.2 °C로 나타났다. 수평부재 중 부재 높이별 수열온도에서 가장 극명한 차이를 보였으며, 이는 비록 하부 플랜지에서는 평균 및 최고온도기준을 초과한 측정점이 있었지만, 아크릴계 내화도료에 비해 에폭시계 내화도료가 웨브 및 상부플랜지의 외부가열로 인한 열전도를 효과적으로 차단하였기 때문이라고 판단하였다. TH_B_03에서 최고 수열온도가 671.2 °C까지 상승하였으며, 내화도료 발포층은 전부 백색으로 변화하였다. TH_B_02에서는 평균 502.4 °C, 최고 507.8 °C의 수열온도를 나타내어 내화성능 기준을 초과하지 않는 수열온도를 나타내었으며, 상부플랜지 또한 평균 419.9 °C, 최대 423.2 °C로 하부플랜지에 비해 낮은 온도상승을 보였다. 발포탄화층 또한 상부플랜지 및 플랜지-웨브 접합부에서는 미처 백색으로 변화되지 못한 흑색탄화층이 관찰되었으며, 발포두께 또한 하부에 비해 적은 발포층을 보였다.
Figure 5에는 수직 시험체에 대한 화재노출 2 h 이후의 외관변화 및 온도상승량에 대해 나타내었다. Figure 5(a)에 나타낸 바와 같이, C-SF-AC 시험체는 전체적으로 균일한 발포형태를 보였으며, Figure 5(b)에 나타낸 바와 같이 측정점별 수열온도 분포 또한 최저 510.1 °C, 최고 576.2 °C로 나타났으며, 전체 평균 수열온도 또한 536.3 °C로 수평부재에 비해 측정점 간 온도의 편차가 적은 결과를 나타냈다.
C-HF-AC 시험체의 경우, Figure 5(c)에 나타낸 바와 같이 강한 화재하중으로 인해 시험체의 발포탄화층 일부가 탈락하는 현상이 발생하였으며, 중도가 외부로 노출되었다. Figure 5(d)에 나타낸 바와 같이 C-HF-AC부재에서도 측정점 별 평균 수열온도는 표준화재에 노출되었을 때보다 89.4 °C (16.7%) 높은 625.7 °C로 나타났으며, 최고 수열온도는 109.7 °C (19.0%) 높은 685.9 °C를 나타내어 측정점 평균 및 최고온도 모두 내화성능평가 기준을 초과하는 결과를 나타내었다. 다만, 동일 화재하중 및 내화처리를 한 조건에서도 수직부재가 수평부재에 비해 측정점 별 온도의 편차가 비교적 적은 결과를 나타냈다. 수평부재에서 최고-최저온도간 308 °C의 편차가 발생했음에도 불구하고, 수직 부재에서는 최고-최저온도간 110 °C의 차이만을 나타내었다. 이는 수평부재의 경우에 하부 플랜지에서의 열전도를 통해 웨브 및 상부플랜지로 열을 전달하고 있으나, 수직부재의 경우 4면가열조건을 통해 거의 모든 면에서 동일한 화재하중을 받기 때문인 것으로 판단하였다.
Figure 5(e)에는 C-HF-EP 시험체의 시험전⋅후 외관을 나타내었으며, 수평부재와 유사한 색상변화 및 발포양상을 나타내었다. 동일조건 수평부재에서는 부재의 상⋅하부 플랜지의 발포양상이 크게 다른 결과를 나타내었으나, 수직부재에서는 균일한 발포양상을 보였다. Figure 5(f)에는 시험체의 온도변화를 나타내었다. 앞선 수직 시험체와 동일하게 전반적으로 고른 온도분포를 나타내었으며, 아크릴계 내화도료가 적용된 부재 대비 71.7 °C (11.5%) 낮은 554.0 °C의 평균 수열온도를 나타냈으며, 최고 수열온도는 73.3 °C (10.7%) 저감된 612.6 °C를 나타내었다.
5. 결 론
이 연구에서는 플랜트 시설물의 구조체를 대상으로 하여 내화도료의 내화성능 및 화재하중을 변수로 내화시험을 수행하였으며 그 결론은 다음에 나타낸 바와 같다.
1) 국내 기준을 만족하는 내화처리를 한 플랜트 시설물의 수평⋅수직 구조부재에 대해 표준화재와 탄화수소화재를 변수로 시험을 수행한 결과, 탄화수소화재에 노출된 부재에서 온도기준을 넘어서는 높은 온도상승이 발생하였다. 수평부재의 경우, 평균 수열온도에서 153.2 °C (29.8%), 최고 수열온도 264.6 °C (48.3%)가량 높은 수열온도를 나타내었으며, 수직부재의 경우, 평균 수열온도에서 89.4 °C (16.7%), 최고 수열온도에서 109.7 °C (19.0%) 높은 온도를 나타내었다. 강재 잔존강도가 수열온도 500 °C일 때는 78%의 항복강도를 유지하고 있으나, 600 °C에서 47%, 800 °C에서 11%가량으로 급격하게 낮아지는 점에 의거하여 현재 플랜트 시설물에 적용된 내화기준은 급속한 화재발생 시 충분한 내화시간을 확보하지 못하는 경우가 발생할 수 있을 것이라고 판단하였다.
2) 아크릴계 내화도료와 에폭시계 내화도료를 변수로 탄화수소화재에 노출시킨 결과, 에폭시계 내화도료에서 유의미한 온도저감효과를 확인할 수 있었다. 수평부재의 경우, 평균 수열온도 113.2 °C (17%), 최고 수열온도 141.3 °C (17.4%)의 저감효과를 보였으며, 수직부재에서도 평균 수열온도 71.7 °C (11.5%), 최고 수열온도 73.3 °C (10.7%)의 온도저감효과가 나타났다. 비록 본 연구에서는 에폭시계 내화도료를 적용한 시험체에 대해 각 1건의 시험을 수행하여 실험적으로 발생할 수 있는 편차에 대한 고려가 부족하였으나, 인증을 받은 도료임에도 불구하고 각각 화재노출 이후 114 min, 117 min에서 온도기준을 초과하는 경우가 발생하였으므로, 추가적인 대책의 마련이 필요할 수 있을 것으로 사료된다.
3) 수직 및 수평부재에 대한 시험결과를 비교하였을 때, 동일한 화재와 내화피복처리를 했음에도 불구하고 하중 지지방향의 차이로 인해 화재노출형태에 차이가 발생하였으며, 그로인해 부재 내의 온도분포가 고르지 못한 결과를 보였다. 이는 수평가열로의 가열특성에 의한 것으로 보여지고 있으므로 섣부를 일반화가 되어서는 안되지만, 화재 시 화재노출방향에 따라 부재 내의 온도차이로 인해 국부적인 열팽창을 유발하는 등의 영향을 미칠 수 있으므로, 이를 고려한 내화설계기법 또한 제시될 필요가 있다고 판단하였다.
4) 추후 연구에서는 추가적인 실험을 통해 본 연구에서 고려하지 못한 하중재하 비재하 상태에 따른 내화도료의 영향을 비교분석할 계획이며, 이번 실험결과에 근거하여 플랜트 시설물의 내화설계기법 개발에 도움이 될 수 있는 내화도료의 유한요소해석 모델을 제안⋅검증하고자 한다.
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