Figure 1에는 수치해석 대상으로서, 선행연구(19)를 통해 결정된 국내 물류시설의 대표 랙크 구조가 제시되었다. 랙크 구조는 Figure 1(a)와 같이 폭 1.1 m, 길이 3.0 m 및 높이 2.5 m인 단일적재 공간이 2열(row) × 3단(floor) 배치된 형태이며, 각 열의 간격은 0.2 m이다. 물류시설에 저장되는 물품의 종류는 그 변동이 매우 잦으며, 수용물품의 종류는 랙크 내 화재확산에 큰 변화를 가져온다. 이러한 물류시설의 특성을 고려할 때 특별히 큰 화재위험을 갖는 수용물품을 대상으로 차단막의 효과를 검토하는 것이 유효할 수 있다. 이를 고려하여 NFPA 13(7)에서는 group A plastics, 국내 ｢화재의 예방 및 안전관리에 관한 법률 시행령｣에서는 특수 가연물로 분류되는 폴리우레탄 폼(polyurethane foam)을 고정된 수용물품으로 선정하였다. 그 결과 수용물품의 종류는 후술될 소화설비의 종류와 관계없이 동일하게 적용되었다. 각 단에는 1.1 m (x) × 1.1 m (y) × 2.2 m (z) 크기의 수용물품이 4개씩 총 4단으로 배치되었다. 또한 랙크 내 화재확산속도를 가속시키는 주원인인 송기공간(flue space)의 굴뚝 효과(stack effect)를 구현하기 위해 Figure 1(b)와 같이 랙크 중심부 바닥면에 점화원(hot particles, 1000 °C)을 배치하였다. 참고로 대표 랙크 구조의 형상을 결정한 근거와 수용물품의 물성과 관련된 입력인자는 선행연구(19)에 상세히 제시되었다. Figure 1(c)는 본 연구에서 화재현상을 모사하기 위한 계산영역의 설정을 나타낸다. 계산영역은 외곽의 far field, 그리고 직접적인 연소반응이 발생하는 near field로 구분되었다. 랙크 최외곽으로부터 수평방향으로 0.1 m의 margin을 갖도록 설정된 near field의 크기는 2.6 m × 3.2 m × 10.0 m이다. 외곽의 far field는 4.6 m × 4.6 m × 12.5 m의 크기를 가지며, 외곽 4면은 개방조건으로 설정되었다. 바닥면으로부터 12.2 m 높이에 위치한 0.3 m 두께의 천장면과 수용물품 최상단의 수직거리는 2.5 m이다.

본 연구에서는 수치해석에만 의존하여 차단막의 설치 효과를 검토하므로, 수치해석의 신뢰성이 확보되어야 한다. 이에 따라 각 field를 구성하는 격자의 크기를 결정하기 위한 격자 민감도 분석(grid sensitivity test)이 수행되었다. 구체적으로 Figure 1(c)의 계산영역에 대해 다른 해상도를 갖는 세 가지 격자 조건(coarse, moderate 및 fine)이 고려되었다. 각 조건들의 상대적 해상도는 coarse가 최저, moderate는 중간 수준, 마지막으로 fine이 가장 높은 해상도를 갖는다. 격자 민감도 분석 대상의 결정을 위해 특성화염직경(characteristic fire length, D^*)(20) 개념과 더불어 본 연구의 목적이 고려되었다. 일반적으로 해석의 신뢰성을 확보하기 위해서는 식(1)에 의해 결정되는 특성화염직경 내에 삽입되는 격자수, 즉 D^*/ δ̅ 값이 4~16 범위를 가져야 하는 것으로 알려져 있다(21).

여기서 Q̇ 는 최대 열방출률, ρ _∞, C_p, T _∞ 및 g는 각각 주변 대기의 밀도(kg/m³), 비열(J/Kg⋅K), 온도(K) 및 중력가속도(m/s²)를 의미한다. 선행연구(19)에 따르면 폴리우레탄 폼이 적재된 대표 랙크 구조의 최대 열방출률은 약 30 MW이며, D^*= 3.72 m이다. 특성화염직경만을 고려한다면 최소한의 신뢰성 확보(D^*/δ̅ = 4)를 위한 평균 격자 크기 (δ̅)는 0.93 m이다. 그러나 δ̅ = 0.93 m의 격자는 본 연구에서 고려된 송기공간의 폭(0.2~0.3 m)을 초과하므로, 랙크 내부의 화재확산을 모사하는 것이 불가능하다. 이와 관련하여, McGrattan 등(21)은 수치해석 목적에 따라 적절한 격자 크기가 달라질 수 있음을 언급하였다. 따라서 본 연구에서는 낮은 해상도를 갖는 coarse 조건에서도 가로 및 길이 방향 송기공간 내(0.2 m 및 0.3 m)에 최소 2개의 격자가 삽입되도록 near field의 격자 크기를 설정하였으며, moderate 및 fine 조건에서는 더욱 조밀한 격자가 사용되었다. 추가로 far field는 각 near field와 대비하여 δx× δy× δz 값이 한 축 또는 모든 방향으로 2배 증가되도록 설정하였다. 그 결과 각 조건별 D^*/ δ̅는 near field에 대해 44.7~89.4, far field에 대해 37.2~74.5로 모든 조건에서 충분한 해상도가 확보되었으며, 전체 격자수(total cell number)는 366,346~2,781,600 ea의 범위를 갖는다. Table 1에는 격자 민감도 분석 조건에 대해 요약된 정보가 제시되었다. 참고로 화재해석은 150 s 시점까지 수행되었으며, 소화설비 및 차단막은 설치되지 않았다.

Figure 2는 열방출률 예측값에 기반한 격자 민감도 분석 결과를 나타낸다. 시간에 따른 열방출률의 비교를 나타낸 Figure 2(a)를 살펴보면, 각 예측값의 전반적인 경향은 유사하나 격자 크기의 증가에 따라 정상상태 예측값이 감소하여 coarse 조건에서 가장 낮은 분포를 나타낸다. 또한 초기 화재확산에 따른 성장 과정에서 moderate 및 fine 조건은 동일한 증가 곡선을 나타내는 반면, coarse 조건은 비교적 빠른 성장을 나타낸다. 이러한 차이의 원인은 격자 크기 증가에 따른 송기공간의 유동 및 화염면 위치에 대한 해상도 감소인 것으로 추측된다. 차단막 설치에 따른 화재확산 및 화재규모의 변화를 검토하고자 하는 본 연구의 목표를 고려할 때, 초기 화재확산에 대한 불확실성을 갖는 coarse 조건은 본 연구의 목적에 적합하지 않다. 반면 moderate 및 fine 조건은 격자 크기와 관계없이 성장 단계에서 동일한 결과를 나타내며, 이후 정상상태에서도 작은 차이를 보여 본 연구에 적합할 것으로 판단된다. largy eddy simulation (LES) 기법을 활용하는 FDS 특성상 위 두 조건 중 격자계의 구성이 더 조밀한 fine이 더 정확한 결과를 제공할 것으로 추측된다. 그러나 충분한 신뢰성이 확보되었음에도 격자 크기를 감소시키는 것은 계산의 비효율을 초래할 수 있다. Figure 2(b)를 살펴보면 150 s의 수치해석을 위해 moderate는 23.7 h, 그리고 fine은 94.5 h의 시간이 소요되었다. 이와 더불어 moderate 및 fine의 예측 결과에 큰 차이가 없었음을 고려할 때, 계산 효율의 측면에서 moderate 조건을 채택하는 것이 합리적이다. 이를 참고하여 본 연구에서는 moderate 조건을 활용한 소화설비 및 차단막 설치 조건별 화재현상이 예측되었다.

물류시설은 ｢소방시설 설치 및 관리에 관한 법률｣에 따라 천장에 표준형, 라지드롭형 및 화재조기진압용 등의 스프링클러 설비를 갖춰야 하며, 헤드 종류에 따라 인랙 스프링클러 헤드(이하 인랙 헤드)의 설치 기준이 달리 적용된다. 구체적으로 천장형 스프링클러 헤드(이하 천장형 헤드)가 표준형(이하 CMDA)이며 일반 가연물이 적재된 경우에는 랙크 높이 6 m 이하마다, 특수 가연물이 적재된 경우에는 랙크 높이 4 m 이하마다 인랙 헤드를 설치하여야 한다(NFPC 103). 천장형 헤드로서 라지드롭형 헤드를 사용하는 경우에는 가연물 종류와 관계없이 랙크 높이 3 m 이하마다 라지드롭형 헤드(이하 CMSA)를 설치하여야 한다(NFPC 609). 마지막으로 천장형 헤드로서 화재조기진압용 헤드(이하 ESFR)를 사용하는 경우에는 인랙 헤드를 설치하지 않을 수 있다(NFPC 103B). 본 연구에서는 이러한 기준들을 준용한 소화설비 별 유효성 검토를 통해 차단막 설치의 필요성을 검토하고자 하였으며, Figure 3에 조건별 개략도가 제시되었다. Figure 3(a)의 none은 비교 기준으로서, 소화설비가 적용되지 않았다. Figures 3(b) 및 3(c)는 CMDA 조건에서 일반(normal, _N) 및 특수(special, _S) 가연물이 적재된 랙크이며, 각각 1개 및 3개의 인랙 헤드가 적용되었다. Figure 3(d)는 CMSA 조건이며, 가연물 종류(normal or special)와 관계없이 인랙 헤드의 설치 간격이 동일하므로 한 가지 조건만이 고려되었다. 마지막으로 Figure 3(e)는 ESFR 조건으로서 천장형 헤드만이 설치되었다. 참고로 모든 조건에서 천장형 및 인랙 헤드는 가로 및 길이방향 송기공간이 교차하는 지점의 수직 상단에 배치되었다.

추가로 FDS에서 각 소화설비의 구현을 위한 입력물성 중 액적직경(diameter), 수막 형성 위치(offset)는 실험에 기반한 관련 문헌(22,23)이 참고되었다. 또한 반응시간지수(response time index, RTI), 작동압력(operating_pressure)은 스프링클러 설비의 요구성능을 정하는 ｢스프링클러의 형식승인 및 제품검사의 기술기준｣ 및 국가화재안전기준(NFPC & NFTC 103/103B)을 참조하였다. 그 외의 입력정보는 스프링클러 헤드 제조업체 P사에서 제공하는 사양 정보 및 FDS의 default 값이 활용되었으며, 그 요약이 Table 2에 제시되었다.

Figure 4에는 관계법령에 따른 소화설비 별 화재현상에 대한 수치해석 결과가 제시되었다. Figure 4(a)는 소화설비가 적용되지 않은 none 조건의 각 단(floor)에서 예측된 수용물품의 질량감소율(mass loss rate, MLR)을 나타낸다. 그림에는 각 단의 MLR이 증가하기 시작하는 시점이 함께 표기되었으며, 이를 토대로 화재확산 여부를 판단하였다. 그림을 살펴보면 none 조건에서 화재가 확산해 랙크의 최상단(4^th floor)에 도달하는데 6.2 s가 소요되었다. Figure 4(b)에 제시된 스프링클러 헤드들의 작동시간을 통해 초기 화재확산에 대한 소화설비의 유효성을 검토할 수 있다. 천장형 헤드는 ESFR - CMSA - CMDA_N - CMDA_S의 순서로 낮은 RTI를 가질수록 빠르게 작동하였다. 헤드 사양이 동일함에도 CMDA_S의 천장형 헤드가 CMDA_N보다 느리게 작동하는 이유는 보다 많은 인랙 헤드에 의한 냉각 효과 때문으로 판단된다. 또한 바닥면에서 점화되어 수직 확산되는 화재조건에 따라 모든 조건에서 인랙 헤드가 천장형 헤드보다 빠르게 작동한다. 이와 같이 소화설비는 입력된 사양 및 위치에 따라 명확한 작동 경향을 나타낸다. 그러나 모든 조건에서 천장형 및 인랙 헤드는 6.2 s 이후, 즉 화재가 랙크 최상단에 도달한 후에 작동한다. 본 연구에서 고려된 발화 위치가 송기공간 중심부이며 가연물이 화재확산이 용이한 발포 플라스틱류임을 고려하더라도, 이러한 결과를 통해 특정 화재조건에서는 스프링클러 설비만으로 초기 화재확산을 지연시킬 수 없다는 중요한 결론을 얻을 수 있다. 그러나 스프링클러 설비는 성장 이후 화재규모의 축소에는 상당히 유효하다. Figure 4(c)를 살펴보면 none 조건의 열방출률은 지속적으로 증가하는 반면, 소화설비 적용시 열방출률은 최대값을 나타낸 이후 감소된다. 열방출률의 최대값은 스프링클러 헤드의 사양에 따라 상당한 차이를 보인다. 그 수치는 범례에 제시된 것과 같이 CMSA - ESFR - CMDA_S - CMDA_N의 순으로, CMSA가 가장 뛰어난 소화효과를 나타낸다. 천장형 헤드로서 CMSA보다 더 높은 사양을 갖는 ESFR 조건에서 상대적으로 큰 최대 열방출률을 나타내는 이유는 가연물과 인접한 인랙 헤드의 부재 때문으로 보여진다. 결과적으로 관계법령에 의한 소화설비는 화재규모 저감에 대한 유효성에도 불구하고 특정 조건에서 초기 화재확산을 지연시킬 수 없으므로 차단막 설치가 필요할 것으로 판단된다.

Figure 5는 CMDA_N 조건에서 수평 차단막 설치 위치에 따른 시간별 화재확산 현상의 비교를 나타낸다. 이때 천장형 및 인랙 헤드는 Figure 3(b)에서와 같이 각 1개씩 설치되었다. 고려된 차단막 설치조건은 세 가지로써, 차단막이 랙크 3단마다, 2단마다, 그리고 각 단마다 설치되었다. 각 조건별 명칭은 3^rd floor, 2^nd floor, all floors로 편의상 차단막 설치 위치에 따라 명명되었으며, 그림 내의 화살표를 통해 차단막 위치가 표시되었다. Figure 5(a)에 제시된 10 s의 화재현상을 살펴보면, none 조건은 화재가 랙크 최상단까지 확산되는 반면 차단막이 설치된 조건들은 화재확산이 지연되는 것을 확인할 수 있다. 이후, 15 s 시점(Figure 5(b))에 3^rd floor 및 2^nd floor 조건은 랙크 최상단까지 화재확산이 완료되며, all floors 조건은 화재가 여전히 2단 위치에 머무는 것을 볼 수 있다. 마지막으로 all floors 조건은 Figure 5(c)에서 확인되는 것과 같이 약 20 s 시점에 최상단으로의 화재확산이 완료된다. 이러한 결과를 통해 차단막의 설치 위치는 랙크의 화재시 화재확산 속도 및 화재성장에 큰 영향을 미침을 알 수 있다.

수평 화염확산 차단막의 설치조건에 따른 화재확산 현상을 정량적으로 평가하기 위하여, Figure 6(a)는 각 단에서 예측된 MLR이 최초로 증가한 시점을 비교하여 나타낸다. 차단막 설치조건별 명칭과의 착오를 방지하기 위하여, 각 단은 1 F~4 F로 표기되었다. 최초 착화가 이루어지는 1 F에서 MLR의 증가 시점은 차단막의 설치 여부와 관계없이 1.0 s로 동일하며, 2 F 위치에서부터 차단막에 의한 차이가 관찰된다. 1~2 F 사이에 차단막이 설치되지 않은 3^rd 및 2^nd floor 조건은 none 조건과 동일하게 4.5 s 시점에 2 F로의 화재확산이 이뤄지는 반면, all floors 조건은 7.9 s로 화재확산이 다소 지연된다. 이와 동일하게 2~3 F 사이에 차단막이 설치되지 않은 3^rd floor는 none 조건과 동일하며, 차단막이 설치된 2^nd floor 및 all floors 조건은 7.0 s, 16.6 s로 지연된다. 마지막으로 각 조건에서 화재가 4 F로 확산되는데 각각 7.2 s, 10.9 s, 19.4 s의 시간이 소요되었다. 특히 all floors 조건에서 4 F로의 화재확산 시간은 none 조건(6.2 s) 대비 200% 이상 지연되었다. 이러한 결과로부터 차단막이 조밀하게 설치될수록 초기 화재확산이 지연된다는 사실을 알 수 있다. 그럼에도 불구하고, 시간의 관점에서 차단막은 최대 13.2 s의 작은 지연효과만을 가지므로, 차단막 설치의 타당성 확보를 위해서는 차단막이 최성기 화재규모의 감소에도 유효한 기능을 하여야 할 것으로 판단된다. 이에 따라 Figure 6(b)에는 차단막 설치조건에 따른 총 방출열량(total heat release, THR) 및 그 감쇠율(attenuation)의 비교가 제시되었다. 그림을 살펴보면 차단막에 의한 화재확산의 지연과 더불어 소화설비 작동에 의해 화재규모가 감소할 것이라는 예상과 달리, 큰 변화가 관찰되지 않았다. 소화설비만이 적용된 none 조건의 총 방출열량은 약 34,500 MW이다. 이와 비교하여, 나머지 세 조건의 총 방출열량은 31,800~32,300 MW로 차단막의 설치조건과 관계없이 모든 조건에서 작은 감소만을 나타낸다. 또한 none 조건 대비 감쇠율 역시 6.5~7.9%로 유의미한 차이를 갖는다고 보기 어렵다. 결과적으로 차단막은 초기 화재확산 지연효과에도 불구하고 화재규모의 감소에는 큰 유효성을 나타내지 않으며, 이에 대한 원인 분석이 요구된다.

앞선 Figure 6은 CMDA_N 조건에서 차단막 설치에 따른 화재현상을 검토한 결과이다. 따라서 본 연구에서 고려된 다른 소화설비 조건에서도 같은 결과가 관찰되는지 검토가 수행되었다. Figure 7은 각 소화설비(CMDA_S, CMSA 및 ESFR) 조건에서 차단막 설치조건에 따른 열방출 특성의 비교를 나타낸다. 이때 전반적 경향을 검토하기 위하여 CMDA_N의 결과가 함께 도시되었다. Figure 7(a)는 최대 열방출률에 대한 비교 결과이며, CMDA_N 조건에서는 차단막 설치 여부와 관계없이 최대 열방출률에 큰 변화를 보이지 않는다. 반면, 다른 세 가지 조건에서는 none 대비 차단막이 설치된 조건에서 오히려 최대 열방출률이 증가하는 경향을 나타낸다. 이러한 결과는 Figure 7(b)에서도 동일하며, 차단막이 조밀하게 설치될수록 총 방출열량이 증가하는 것을 볼 수 있다. 특히 ESFR 조건에서 3^rd 또는 모든 단(all floors)에 차단막이 설치되는 경우, 총 방출열량은 가장 낮은 사양의 CMDA_N 조건 수준으로 증가하였다. 결과적으로 차단막 설치 위치가 적절하지 못한 경우, 랙크의 화재위험성은 경감되지 않거나 오히려 증가될 수 있음을 확인하였다.

차단막 설치가 화재위험을 경감하지 못하거나, 증가시키는 원인은 크게 두 가지로 설명될 수 있다. 첫 번째는 차단막의 차폐 효과(shielding effect)이다. 차단막은 천장형 및 인랙 헤드로부터 방출되는 소화수가 랙크 내 수용물품에 도달하는데 방해요인으로 작용할 수 있다. Figure 8에는 차단막의 차폐효과에 대한 예시가 제시되었다. Figure 8(a)는 CMDA_N 소화설비 조건에서 차단막의 설치 위치에 따라 랙크 중심부(y = 2.3 m)에서 예측된 150 s 시점의 단면 온도 분포 및 살수패턴을 나타낸다. 그림을 살펴보면 천장형 및 인랙 헤드가 각 1개 설치된 CMDA_N 조건은 차단막 설치 위치에 따라 소화수의 도달 영역에 큰 차이가 관찰된다. 구체적으로 3^rd floor 조건에서 1~2 F 및 4 F의 수용물품에는 소화수가 도달하지만 3 F의 경우 차단막의 차폐효과로 천장형 헤드의 소화수가 도달하지 못한다. 이와 달리, 2^nd floor 조건에서는 소화수가 1~4 F 모든 수용물품에 도달하는 것을 확인할 수 있다. 또한, 모든 단에 차단막이 설치된 all floors 조건에서는 1 F 및 3 F의 수용물품에 소화수가 도달하지 못하는 것을 확인할 수 있다. 각 단에 위치한 수용물품의 연소 지속시간은 소화수 도달 여부에 따라 크게 달라질 수 있다. Figure 8(b)에서 차단막 설치조건별 1 F의 MLR을 살펴보면 none, 3^rd 및 2^nd floor의 MLR은 인랙 헤드의 소화수가 도달함에 따라 최대값을 나타낸 뒤 감소하는 거동을 나타낸다. 반면 all floors의 경우, 1~2 F 사이에 설치된 차단막이 인랙 헤드로부터 방출되는 소화수를 차단하여 MLR이 지속적으로 증가하는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과로부터 주변 소화설비와의 상호작용을 고려한 차단막설치가 이루어져야 한다는 결론을 얻을 수 있다.

차단막의 설치가 화재위험성을 경감하지 못하거나, 증가시키는 두 번째 요인은 차단막에 의한 화재확산 경로의 변경이다. Figure 9(a)에는 차단막 설치가 랙크 내 화재확산에 가져오는 현상에 대한 개략도가 제시되었다. 좌측의 랙크는 차단막이 설치되지 않은 경우이며, 화재는 송기공간의 중심부로부터 수직 방향으로 확산된다. 이에 따라 화재는 확산 경로에 존재하는 인랙 헤드에 의해 소화된다. 반면 우측 랙크와 같이 차단막이 설치된 경우 화염은 차단막과 충돌한 이후 수평방향으로 확장하여 랙크 외곽을 따라 확산된다. 이로 인해 인랙 헤드의 소화수는 연소반응이 발생하는 영역에 도달하지 못하며, 화재위험성이 오히려 증가할 수 있다. 이러한 해석에 대한 근거로서, Figure 9(b)에는 CMSA 소화설비 조건에서 차단막 설치 여부에 따른 해석결과의 비교가 제시되었다. 그림은 none 및 all floors 조건에서 화재가 충분히 확산되어 천장형 헤드가 작동되는 시점에 예측된 단위 체적당 열방출률(heat release rate per unit volume, HRRPUV) 및 스프링클러의 살수패턴을 나타낸다. HRRPUV는 특정 부피 내에서 단위 시간당 방출되는 열량으로, 화재확산 경로에 대한 대략적 평가에 유용할 수 있다. Figure 9(b)의 좌측 랙크는 none 조건이며 화재확산 경로 및 인랙 헤드의 살수 패턴이 유사하여 천장형 헤드가 작동된 이후 충분한 시간이 경과하면 소화가 이루어질 것으로 기대할 수 있다. 반면 all floors 조건의 화재확산 경로를 나타내는 우측의 그림에서는 HRRPUV가 랙크 외곽에 분포하며, 인랙 헤드의 살수 패턴과 상이한 것을 확인할 수 있다. 그 결과 스프링클러에 의한 소화가 지연되거나 불가능해질 수 있다. 이 경우 Figure 7에서와 같이 차단막이 설치된 조건에서 최대 열방출률 및 총 방출열량이 오히려 증가하게 된다. 이러한 결과를 통해 차단막 설치 시 랙크 외곽을 따라 발생하는 연소반응을 지연 또는 소화시키기 위한 주변 소화설비의 영향 역시 고려되어야 함을 알 수 있다. 그러나 본 연구의 화재해석 대상은 단위 랙크로 주변 소화설비의 영향이 반영되지 않았다. 따라서 후속연구에서는 인랙 헤드 및 주변 소화설비와의 상호작용을 고려한 수치해석과 더불어 실험적 검증 역시 이루어져야 할 것으로 판단된다.