1. 서 론
현대 산업 사회의 고도화에 따라 데이터 센터, 전산실, 전기실 등 고부가가치 자산이 집적된 공간에 대한 고효율 화재 진압 시스템의 중요성이 증대되고 있다(1,2). 이러한 특수 공간은 소화약제에 의한 2차 오염 및 수손 피해를 최소화해야 하는 제약 조건으로 인해 지난 수십 년간 할론(Halon) 및 HFC 계열을 포함한 가스계 소화설비가 주로 사용되어 왔다(3,4). 그러나 가스계 소화설비는 1987년 몬트리올 의정서 발효 이후 환경 규제에 따른 퇴출 위기에 직면해 있으며(5), 대한민국 역시 2030년 이후 해당 약제의 사용 제한이 예정되어 있어 대체 기술 확보가 시급한 실정이다(6).
기존의 가스계 소화설비는 시스템의 물리적 한계와 인명 안전성 확보 측면에서 명확한 어려움을 지닌다(7). 가스계 설비는 고압 실린더와 복잡한 배관망으로 구성되어 유지보수가 복잡하고 공간 효율성이 낮으며(8), 실제 화재 상황에서의 작동 신뢰성을 검증하기 위한 전역 방출 시험은 높은 비용과 안전 및 운영 리스크로 인해 직접적인 성능 실증에 한계가 존재한다(9).
특히, 가스계 소화설비는 안전 측면에서 치명적인 리스크를 내포하고 있다. 기본적으로 가스계 소화는 방호구역 내 산소 농도의 급격한 저하 또는 화학적 약제 노출을 전제로 화재를 진압하므로, 방출 시점에 피난 지연 등의 사유로 인원이 잔류할 경우 인명피해로 직결된다(10). 더욱이 할론 및 HFC 계열 약제는 고온 노출 시 불화수소(HF)와 같은 독성 물질을 생성하여 호흡기 손상 및 심장 감작을 유발한다(11,12). 최근 10년 내 국내외 사례를 분석하면 정기 점검이나 기능 시험 중 예기치 못한 약제 방출로 인한 질식 사망 사고가 반복적으로 발생하고 있으며(13), 미국 산업안전보건청(OSHA)과 환경보호청(EPA)에서 다층 안전장치를 요구함에도 인명피해는 지속적으로 보고되고 있다(14).
결과적으로 가스계 소화설비의 환경적 퇴출 압박과 안전 확보의 불확실성이 대두됨에 따라, 그 대처 방안으로 미분무 소화설비가 주목받고 있다(15-17). 미분무 소화설비는 물이라는 친환경적 단일 매체의 잠열 특성을 극대화하여, 급격한 증발잠열 흡수에 의한 냉각 기전과 기화 시의 산소 희석 및 복사열 차단 효과가 계통적으로 발현되는 다중 소화 메커니즘을 가진다(18,19). 이러한 특성은 화학적 부산물 생성이나 인명 안전 리스크 없이 화재 진압이 가능하여 특수 방호 공간에서의 지속 가능한 소화 솔루션으로 평가받고 있다(20,21).
이미 미국과 유럽 등 해외 주요 국가에서는 NFPA 750, VdS 3188, CEN/TS 14972와 같은 체계적인 기술 표준을 확립하였으며(22-24), 이를 바탕으로 데이터 센터, 통신 기구실, 선박 및 고위험 산업 공정에 가스계 소화설비를 대체하여 미분무 시스템을 광범위하게 적용하고 있다(25). 특히, 성능 위주 설계에서 엄격한 인증 기준(UL 2167, FM 5560)을 통과한 설비들이 실제 현장에 빠르게 보급되는 추세이다(26).
반면, 국내의 경우 미분무 소화설비 화재안전성능기준(NFPC 104A)이 제정되어 있음에도 불구하고 실제 현장에서의 보급은 매우 저조한 실정이다(27,28). 기존에는 이를 단순한 설계 데이터 부재나 신뢰성 의구심으로 치부하였으나, 현장에서 현실적으로 미분무 시스템 적용이 기피되는 핵심 원인은 이물질 막힘과 그로 인한 유지보수 관리의 치명적인 한계에 기인한다. 미분무 노즐은 수적 미세화를 위해 극소 구경의 오리피스를 채택하므로, 소방 배관 내 부식 생성물(녹, 스케일)이나 미세 이물질에 의한 막힘 현상에 극도로 취약하다. 실제로 미분무 설비가 일찍이 보급된 해외 사례에서도 오리피스 폐쇄 및 오염 문제가 지속적으로 보고되었으며, 잦은 노즐 점검 및 유지보수 비용을 감당하지 못해 미분무 설비를 해체하고 기존 수계 및 가스계 시스템으로 회귀한 실무적 실패 사례마저 존재한다(29). 국내의 경우 기존 수계 배관 인프라를 활용하거나 일반 용수를 사용하는 경우가 많아, 이러한 이물질 폐쇄 리스크와 까다로운 유지보수 조건이 가스계 설비를 대체하는 데 가장 큰 진입 장벽으로 작용하고 있다.
결과적으로 기존 미분무 시스템의 분사 불안정성 및 오리피스 폐쇄 위험은 화재 초기 진압 실패로 직결될 수 있으므로, 단일 오리피스의 한계를 극복하고 이물질 제어 메커니즘을 통합한 시스템의 구조적 최적화 연구가 시급히 요구된다(30,31). 따라서 본 연구의 목적은 기존 미분무 노즐의 핵심 취약점인 이물질 막힘 문제를 근본적으로 해결하기 위해 이중 여과 시스템을 포함한 구조적 재설계를 수행하고, 그에 따른 분사 안정성 및 소화 성능을 실험적으로 검증하는 것이다. 이를 위해 소방청 고시 ｢가스⋅분말자동소화장치의 형식승인 및 제품검사의 기술기준｣ 제25조(소화시험)에 준하는 엄격한 실규모 캐비닛 화재 시험을 A급(목재) 및 B급(n-heptane) 조건에서 수행하였다. 본 연구는 개발된 밀폐형 멀티 미분무 노즐이 기존 가스계 소화약제와 동등 이상의 초기 냉각 및 소화 성능을 발휘함을 정량적으로 입증하고, 나아가 고부가가치 특수 방호 구역에 인체 무해성과 고신뢰성을 확보한 미분무 소화설비 도입을 활성화하기 위한 공학적 토대를 제공하고자 한다.
2. 이론적 배경
2.1 미분무 소화설비의 특성
미분무 소화설비의 핵심적인 소화 원리는 물을 미세 액적으로 분무하여 잠열 효과를 극대화하고 냉각, 질식 및 복사열 차단을 통해 화재를 진압한다. 식(1)은 화염 및 고온 가스층으로부터 미분무 액적으로 전달되는 단위 시간당 열전달량(Q ̇) 과 이를 결정하는 대류열전달계수(H)를 나타낸다. 식(1)에서 Q ̇ 는 열흡수율(W), A는 액적의 총 표면적, Tg와 Td는 각각 화염가스와 액적의 온도를 나타낸다. 또한 H를 결정하는 변수인 d는 액적의 직경, K는 공기의 열전도도이며, Pr과Re는 각각 프란틀 수와 레이놀즈 수를 의미한다. 미분무는 일반 수계 설비 대비 액적의 입경(d)이 작아 비표면적(A)이 매우 넓으므로 식(1)에 의해 열교환 효율이 비약적으로 향상된다(32).
이러한 메커니즘을 통해 물은 기화될 때 약 2,257 kJ/kg (at 100 ℃)의 높은 증발잠열을 통해 화점 주위의 열에너지를 빠르게 흡수된다. 식(2)는 미분무 액적이 흡수하는 총 열량을 정의한다. 식(2)에서 총 열흡수량(Q), mw는 분사된 물의 질량, cpw는 물의 비열을 나타낸다. Tsat와 T0는 각각 포화 온도와 초기 온도이며, ∆Hvap는 증발잠열을 의미한다. 이때 물의 증발잠열은 온도에 따라 변하며, 본 연구에서는 화염의 고온 상변화 기전을 고려하여 100 ℃ 기준의 표준값인 2,257 kJ/kg을 적용하였다(33).
질식 및 산소 희석 효과의 경우 액체 상태의 물이 수증기로 상변화하며, 체적이 약 1,700배 가량 급격히 팽창한다. 이러한 부피 팽창은 화원 주위의 산소를 물리적으로 밀어내는 치환 작용을 일으켜 산소 농도를 국부적으로 희석한다. 식(3)은 미분무 수막이 복사열을 흡수, 산란 및 반사시킴으로써 인접 가연물로 전달되는 복사열을 감쇠시키는 Beer-Lambert 법칙을 보여준다.
식(3)에서[INLINE Math]은 감쇠된 복사열의 강도 W/m2, ε은 화염의 방사율, σ는 Stefan-Boltzmann 상수를 나타낸다. Tf는 화염의 절대 온도, k는 미분무 입자에 의한 감쇠 계수 L은 미분무 층의 두께를 의미한다. 이와 같은 다중 메커니즘의 유기적 결합을 통해 미분무 소화설비는 효과적인 화재 진압 성능을 나타낸다(34).
2.2 미분무에 대한 국내외 기준
Table 1은 주요 국가 및 국제기구에서 규정하고 있는 미분무의 기술적 정의를 비교하여 나타내었다. 미분무에 대한 정의는 국가 및 표준 체계에 따라 입경 분포의 임계치에서 다소 차이를 보이며, 일반적으로 누적체적분포를 기준으로 정의된다. 미국 화재예방협회의 NFPA 750과 국제해사기구의 IMO MSC/Circ. 1165에서는 최소 설계 압력에서 방사된 수적의 누적체적분포 중 Dv0.99가 1,000 μm 이하인 것을 미분무로 정의하고 있는 반면, 국내의 경우 ｢미분무소화설비의 성능기준(NFPC 104A)｣에서 Dv0.99를 400 μm 이하로 규정하고 있다. 또한, 유럽 표준인 CEN/TS 14972의 경우 Dv0.90 ≤ 200 μm 또는 Dv0.99 ≤ 1,000 μm의 기준을 병행하여 제시하고 있다. 이러한 기준의 차이는 각 국가의 소방 환경과 설비의 운용 목적에 따른 것이며, 특히 국내의 엄격한 입경 기준은 고압 미분무 시스템을 통한 소화 효율 극대화와 수손 피해 최소화를 목적으로 판단된다(22-28).
Table 1
Comparison of International Regulatory Definitions for Water Mist
3. 멀티 미분무 노즐 개발
3.1 기존 미분무 노즐의 한계점
미분무 소화설비는 소량의 수원을 고압으로 방사하여 액적을 미세화함으로써 냉각 및 질식 효과를 극대화하는 시스템이다. 그러나 이러한 이론적 우수성에도 불구하고, 실제 산업 현장 및 고부가가치 자산 방호 구역에 적용 시 시스템의 신뢰성을 저해하는 구조적⋅성능적 한계가 다음과 같이 지적되어 왔다.
3.1.1 노즐 폐쇄 및 분사 불안정성
미분무 노즐은 수적 미세화를 위해 극소 구경의 오리피스 구조를 채택하고 있으며, 이로 인해 배관 내 잔류하는 미세 이물질이나 부식 생성물에 의한 막힘 현상에 매우 취약하고, 이는 화재 시 소화약제의 정상적인 방출을 저해하여 시스템 전체의 작동 신뢰성을 실효시키는 결정적인 요인이 된다.
3.1.2 외부 오염에 의한 유지관리의 한계
개방형 노즐의 경우 평상시 대기 중의 먼지나 분진이 노즐 내부로 침투하여 작동 신뢰성을 저해할 수 있으며, 이를 보호하기 위한 캡이나 커버는 방수 시 즉각적인 탈락이 보장되지 않을 경우 소화 성능을 저하 시키는 요인이 된다(29).
3.1.3 유효 방사 거리의 제한
액적의 직경이 작아질수록 비표면적은 증가하여 냉각 효율은 향상되나, 개별 액적의 질량과 운동량이 급격히 감소하게 된다는 한계가 있으며, 이로 인해 화재 플롬을 관통하여 화원 심부에 도달하기 위한 추진력이 감소하며, 결과적으로 유효 방사 거리가 제한되는 물리적 한계가 발생한다(35).
3.1.4 단일 분사 패턴의 한계
기존 상용 노즐은 대부분 고정된 단일 분사 각도와 패턴만을 보유하고 있으며, 이는 복잡한 설비가 밀집된 고부가가치 구역 내의 다양한 장애물 배치나 가변적인 화재 시나리오에 유연하게 대응하지 못하는 원인이 되어, 국소 화재 제어의 신뢰성을 저해한다(36).
3.2 멀티 미분무 노즐 구조 설계
본 연구에서는 앞서 제기된 기존 노즐의 한계점을 극복하기 위해 멀티 미분무 노즐을 설계하였다. 노즐은 분사 안정성 향상과 이물질 제어를 핵심 설계 인자로 반영하였으며, 주요 구조적 특징은 다음과 같다.
3.2.1 이중 여과 시스템
본 연구에서는 기존 미분무 노즐의 이물질로 인한 노즐 폐쇄 및 분사 불안정성을 개선하기 위하여 이중 여과 시스템을 설계하였다. Figure 1은 이중 여과 시스템의 구체적인 구동 메커니즘과 이물질 제어 원리를 나타내며, 다음과 같다.
평상시 노즐의 상태는 Figure 1의 좌측과 같으며, 평상시에는 내장된 콘 스프링의 탄성력이 부싱을 상부로 밀어 올려 고정함으로써, 미분무 노즐 배관 내부와 외부 환경을 물리적으로 분리시킨다. 평상시 밀폐 구조는 비화재 시 외부의 먼지나 오염물질이 노즐 내부로 침투하는 것을 원천적으로 차단하여 시스템의 유지관리 안정성을 확보한다. 또한, 작동 시 유입되는 이물질이 개별 노즐의 성능에 미치는 간섭을 최소화하기 위해 부싱 내부의 여유 공간을 확보하였으며, 소화수가 방사되는 시점에 배관 내 유동과 함께 유입된 미세 입자들은 스크린 표면에 직접적으로 흡착되는 대신, 부싱 내부에 설계된 전용 포집 공간으로 유도한다. 이러한 구조적 배치는 이물질이 스크린을 막아 분사 압력 손실이나 입경 분포의 불균형을 초래하는 현상을 방지하며, 결과적으로 멀티 노즐 각각의 독립적인 분사 성능을 일정하게 유지하는 기능을 한다.
마지막으로 유입된 이물질이 부싱 내부의 하단 공간에 순차적으로 축적되도록 설계함으로써, 실제 소화수가 통과하는 스크린 영역은 폐쇄 현상 없이 청결한 상태를 유지하게 되며, 이는 평상시 및 미분무 시스템 동작 전 과정 동안 노즐 내부의 압력 강하를 최소화하고, 설계된 유효 방사 유량과 설계한 미세액적 형성을 보장하여 화재 진압의 신뢰성을 보장한다.
3.2.2 밀폐형 구조 및 내구성 강화
기존 미분무 노즐에서 감열체로 널리 사용되는 글라스벌브 방식은 제조나 설치 과정에서 발생할 수 있는 미세 균열 및 스크래치 등 외부의 물리적 결함에 매우 취약하며, 이러한 손상이 누적될 경우 시스템의 작동 신뢰성을 저해하고 예기치 못한 오작동을 초래할 가능성이 존재한다는 한계가 있다. 최근 기후 변화로 인해 빈번하게 발생하는 극한의 폭염은 방호 구역 내의 환경 온도를 비정상적으로 상승시키는 주요 요인이 되며, 실내 온도가 글라스벌브의 설계 작동 임계 온도에 근접하거나 일시적으로 상회할 경우, 실제 화재 상황이 아님에도 불구하고 감열체가 파열되어 오작동되는 경우가 빈번하게 발생하고 있다.
본 연구에서는 이러한 문제를 해결하고 미분무 노즐의 작동 안정성을 확보하기 위하여 퓨지합금 구조를 채택하여 노즐을 설계하였다. 퓨지합금 기반의 밀폐 구조는 외부 충격 및 급격한 온도 변화에 대한 내성을 강화하여 비화재 시의 작동 신뢰성을 보장하는 동시에, 평상시 노즐 내부를 밀폐된 상태로 유지하여 먼지나 분진 등의 오염물질이 오리피스 내부로 침투하는 것을 원천적으로 차단한다. Figure 2는 멀티 미분무 노즐의 내부 구조를 나타낸다.
3.2.3 멀티 노즐 배열 및 분사 최적화
본 연구에서 노즐의 목표 액적 크기를 300 μm (Dv0.99)로 설정한 것은 국내 미분무 성능 기준(400 μm 이하)을 충족함과 동시에 소화 효율을 최적화하기 위함이며, 액적이 과도하게 미세화될 경우 비표면적 증가에 따른 냉각 효율은 향상되나, 개별 액적의 질량 부족으로 인해 강력한 화염 플럼 을 관통하지 못하고 비산되어 심부 냉각 성능이 급격히 저하되는 한계가 존재한다. 따라서 저압(7 bar) 환경에서도 충분한 운동량을 유지하여 화원 심부까지 유효하게 도달할 수 있는 300 μm를 설계 목표값으로 선정하였다.
이러한 미세 액적의 물리적 한계를 극복하고 분사 최적화 메커니즘을 구현하기 위하여, 본 연구에서 개발한 미분무 노즐은 단일 헤드에 다수의 미세 방수구를 방사형으로 최적 배치하였다. 단일 헤드에서 고밀도로 방사되는 다중 미분무 군집은 선행 액적들이 주변 공기에 운동량을 전달하여 강한 하향 기류를 유도하며, 뒤따르는 후행 액적들은 이 유도된 후류 영역을 따라 이동하게 되므로, 정지된 공기를 통과할 때보다 공기와의 상대 속도가 줄어들어 개별 액적에 작용하는 공기 저항이 획기적으로 저감된다(30). 이러한 액적 간의 공기역학적 상호작용을 통해 7 bar 수준의 저압 환경에서도 분당 8 LPM의 정격 유량을 보장하면서 전체적인 분사 운동 에너지를 잃지 않고 안정적인 초기 방사 압력을 형성하도록 설계하였다. 결과적으로 다점 방사 구조는 개별 액적의 비표면적을 극대화하여 미분무 액적 크기를 Dv0.99 300 μm 이하로 형성하면서도 고온의 화염을 관통할 수 있는 우수한 침투 성능을 발휘한다. Figure 3은 멀티 미분무 노즐의 작동 메커니즘을 나타낸다.
3.2.4 유지관리 비용저감 및 편의성
본 연구에서 제안하는 멀티 미분무 노즐 시스템은 경제성과 유지관리의 효율성을 극대화하도록 설계되었다. 기존 가스계 소화설비는 1회 작동 시마다 고가의 소화 약제를 전량 재충전해야 하는 경제적 부담과 정기 점검 시 오작동으로 인한 질식 사고의 잠재적 리스크를 내포하고 있다. 반면, 본 시스템은 무한한 자원인 ‘물’을 소화 매체로 활용함으로써 사후 복구 비용을 획기적으로 절감할 수 있으며 인체에 무해하여 대피 지연 상황에서도 안전성을 보장한다. 특히 노즐 내부에 설계된 이물질 퇴적 공간과 이중 여과 시스템은 배관 내 잔여물에 의한 오리피스 폐쇄 현상을 구조적으로 예방하여 장기 운용 신뢰성을 보장한다. 소화 활동 종료 후에는 드레인 밸브를 개방하여 배관 내 잔수만 제거하는 간단한 공정으로 추가적인 부품 교체 없이 재사용이 가능하다. Figure 4는 멀티 미분무 노즐의 구성 및 실제 사진을 보여준다.
4. 연구 방법
4.1 시험 환경
본 연구에서는 멀티 미분무 노즐의 분사 안정성 및 소화 성능을 확인하기 위하여 다음과 같은 시험 환경을 구축하였다. 소화 성능 평가는 소방청 고시 ｢가스⋅분말자동소화장치의 형식승인 및 제품검사의 기술기준｣ 제25조(소화시험) [별표 4]의 소화등급시험모형 3등급을 준용하였으며, 이에 따라 소화시험 모형(캐비닛) 크기는 가로 1,200 mm × 세로 1,200 mm × 높이 2,000 mm로 제작하였다. Figure 5는 소화 시스템 구성을 나타낸다.
4.2 화재모형 구성 및 예비연소 조건
A급 소화시험의 화원은 수분함유율(9~13)%의 소나무 또는 가문비나무 목재를 사용하여, 규정된 목재 규격 및 배열 방법에 따라 점화용 연소대 위에 배열하였다. 3등급 조건에서 점화 후 6 min간 예비연소를 수행한 뒤 소화설비를 작동시켜 시험하였으며, 예비연소는 소화시험모형 외부에서 실시한 후 예비연소 종료 15 s 전부터 소화설비 작동 전까지 화재모형이 소화시험모형 중앙에 위치하도록 이동⋅배치하여 시험하였다. 예비연소 연료는 n-heptane을 사용하였고, 3등급에서는 200 mL를 연소시켰으며, A급 화재모형 크기는 200 mm × 200 mm (3열 4단 배열) 조건을 적용하였다.
B급 소화시험의 화원은 n-heptane 유류 화재로 구성하였으며, 점화용 연소대에는 규정에 따라 연료와 물을 채운 후 점화하였고, 3등급 B급 화재모형(시험 팬) 크기는 200 mm × 200 mm 조건을 적용하였다. 점화 후 30 s간 예비연소를 수행한 뒤 소화설비를 작동시켜 시험하였으며, 예비연소는 A급과 동일하게 소화시험모형 외부에서 실시한 후 예비연소 종료 15 s 전부터 소화설비 작동 전까지 소화시험모형 중앙에 위치하도록 이동⋅배치하여 시험하였다. Figure 6은 A급 및 B급 화재모형의 점화용 연소대 형상 및 치수를 나타낸다.
4.3 미분무 소화설비
미분무 노즐은 캐비닛 천장 하부 4 cm 위치에 1개 설치하였으며, 미분무 시험 모듈은 부스터펌프(NSQ DHF 10-5M, 100 LPM, 최대양정 68 m, 4 HP)를 사용하였다. 펌프 운전압력은 7 bar로 유지하였다. 운전 압력(7 bar) 및 설계 유량(8 LPM)은 국내 ‘미분무소화설비의 화재안전성능기준(NFPC 104A)’에서 규정하는 저압 미분무소화설비(최고사용압력 1.2 MPa 이하) 기준을 충족하도록 설정하였으며, 고압 시스템 대신 저압을 채택한 것은 배관, 피팅 및 부스터 펌프 등 설비 구성품의 내압 요구 조건을 완화함으로써 초기 구축 비용을 절감하고, 기존 수계 소화설비 인프라와의 호환성을 확보하여 현장 적용성 및 유지관리의 편의성을 높이기 위함이다. Table 2는 미분무 소화설비의 주요 사양을 나타낸다.
Table 2
Key Specifications of the Water Mist Nozzle and Pump
4.4 시험 방법
본 연구에서는 Class A 및 Class B 조건에서 멀티 미분무 노즐의 소화 성능을 비교⋅평가하였으며, 온도 계측을 위해 소화시험모형(캐비닛) 내부에 열전대 2개를 설치하였다.
열전대 1는 캐비닛 내부의 대표 온도 변화를 측정하기 위해 캐비닛 높이 방향 기준 약 1/3 지점(700 mm 위치)에 설치하였고, 열전대 2는 가스계 자동소화장치의 작동 시점을 온도를 확인하기 위하여 가스계 자동소화장치의 유리벌브 인접 위치에 설치하였다. 각 시험은 점화 및 예비연소 절차를 완료한 후 소화성능 시험을 수행하였으며, 소화 과정 동안의 온도 변화를 연속 계측하였다.
시험은 (1) water mist nozzle (Class A), (2) water mist nozzle (Class B) 총 2개의 시험으로 구성하였으며, 각 시험은 동일 조건에서 3회 반복을 수행하였다.
미분무 소화설비의 작동 시점은 스프링클러 및 가스계 자동소화장치에 주로 사용되는 유리벌브형 감열체(정격작동온도 68 ℃)를 기준으로 설정하였으며, 해당 감열체는 캐비닛 내부 상부의 1,700 mm 위치에 설치하여 실제 화재 시 상부에 형성되는 고온 가스층의 열적 영향을 반영하였다. 또한, Class A (목재) 및 Class B (유류) 화재 조건에 대하여 각각 3회의 반복 시험을 수행하였으며, 감열체가 동작한 시점을 기록하였다. 이후 각 조건별 반복시험에서 도출된 작동 시간을 평균화하여, 해당 화재모형에 대한 미분무 소화설비의 대표 작동시간으로 적용하였다.
그 결과, 미분무 노즐의 작동시간은 Class A 화재에서 468 s, Class B 화재에서 115 s로 산정되었으며, 본 연구의 소화성능 시험에서는 이를 각 화재조건별 미분무 소화설비의 작동 시점으로 설정하였다. Figure 7은 Class A (목재)와 Class B (유류)에 대한 미분무 소화 성능 시험을 보여준다.
5. 연구 결과
5.1 멀티 미분무 노즐 A급 화재 시험
Figure 8은 멀티 미분무 노즐을 적용하여 A급(목재) 화재에 대한 소화 성능 시험 결과를 나타낸다. Class A 화재에 대한 미분무 소화 시험은 동일한 환경 조건에서 총 3회 반복 진행하였으며, 사전 도출된 기준 작동 시간에 따라 점화 후 468 s 동안 예비연소를 수행한 후 미분무 시스템을 작동하여 캐비닛 내부 온도 변화 및 소화거동을 분석하였다.
열전대 데이터 변화 추이를 분석한 결과 점화 이후 예비 연소를 거치며 화재가 성장함에 따라 캐비닛 내부 온도가 지속적으로 상승하였으나, 468 s간의 예비연소 종료와 동시에 미분무 소화설비가 작동하면서 캐비닛 내부 온도가 급감하였다. 468 s간의 예비연소 종료와 동시에 천장부에 설치된 미분무 소화설비가 작동하면서 두 열전대 모두 급감하였으며, 1차 시험에서는 미분무 작동 후 43 s 만에 최고 온도를 지시하던 1번 열전대의 온도가 100 ℃ 이하로 급감하였으며, 작동 후 231 s가 경과한 시점에서는 1번과 2번 열전대 모두 30 ℃ 이하로 안정화되었다. 2차 시험의 경우 작동 후 19 s 만에 100 ℃ 이하로 감소하였고, 280 s에 상⋅하부 모두 30 ℃ 이하에 도달하였다. 3차 시험에서는 작동 후 단 4 s 만에 100 ℃ 이하로 저하되는 가장 즉각적인 상부 초기 냉각 성능을 보였으며, 220 s에 전체 내부 온도가 30 ℃ 이하로 감소하였다. 이는 방출된 미세 액적이 화재 플럼을 관통하며 급격한 증발 잠열을 흡수하고, 체적 팽창에 의한 산소 희석 작용이 복합적으로 발현된 결과로 판단된다. 3회 반복 시험 모두 목재 심부에서의 재발화 현상이 관찰되지 않았으며, 이를 통해 개발된 멀티 미분무 노즐 시스템이 화염 표면의 열기류 억제뿐만 아니라, 화원 심부까지 미세 액적을 유효하게 침투시켜 근본적인 냉각 소화를 달성함을 확인하였다.
5.2 멀티 미분무 노즐 B급 화재 시험
Figure 9는 멀티 미분무 노즐을 적용하여 B급 화재에 대한 소화 성능 시험 결과를 나타낸다. Class B 화재 시험은 n-heptane을 연료로 사용하여 동일한 환경 조건에서 총 3회 반복 진행되었으며, 유류 화재의 빠른 화재 성장 속도를 고려하여 사전 도출된 기준 작동 시간에 따라 점화 후 115 s 동안 예비연소를 수행한 후 미분무 시스템을 가동하였다.
열전대 데이터 변화 추이를 분석한 결과, 점화 직후 가연성 증기의 맹렬한 연소로 인해 캐비닛 내부 온도가 급격히 상승하였으나, 115 s간의 예비연소 종료와 동시에 천장부의 미분무 소화시스템이 작동되면서 내부 온도가 급감하는 뚜렷한 냉각 곡선을 보였으며, 이는 액상 연료 표면에서 연소하는 유류 화재의 특성상, 방사된 미세 액적이 화염을 뚫고 들어가 화원 표면을 덮으면서 증발 잠열을 통한 급속 냉각과 산소 농도를 저하시키는 질식효과를 나타낸다.
각 열전대별 세부 냉각 특성을 살펴보면, 1차 시험에서는 미분무 작동 후 상부 고온 가스층의 온도를 측정하는 1번 열전대가 20 s 만에 100 ℃ 이하로 감소하였고, 내부 대표 온도인 2번 열전대는 24 s에 100 ℃ 이하로 낮아졌다. 이후 1번 열전대는 37 s, 2번 열전대는 48 s에 각각 40 ℃ 이하로 안정화되었다. 2차 시험의 경우 작동 후 1번과 2번 열전대가 각각 25 s, 20 s 만에 100 ℃ 이하로 급감하였으며, 38 s와 43 s에 40 ℃ 이하에 도달하였다. 3차 시험에서는 작동 후 18 s (1번 열전대)와 13 s (2번 열전대) 만에 100 ℃ 이하로 저하되는 가장 우수한 초기 냉각 성능을 보였고, 35 s와 43 s에 각각 전체 내부 온도가 40 ℃ 이하로 감소하였다.
특히 화염 소멸 시점을 관찰한 결과, 3회의 반복 시험 모두 미분무 방사 후 25 s 이내에 화염이 완전히 진압되는 것을 확인하였으며, 이후 재발화 현상이 발생하지 않았음을 확인하였다.
5.3 화재 등급별 멀티 미분무 소화 성능 종합 분석 및 고찰
Table 3은 멀티 미분무 노즐을 적용한 A급(목재) 및 B급(n-heptane) 화재 조건에서 노즐 작동 후 시간 경과(+10 s～+60 s)에 따른 캐비닛 내부 온도 변화와 3회 반복 시험에 대한 평균 및 표준편차를 나타낸다.
Table 3
Temporal Temperature Changes During Class A and Class B Fire Tests
A급 화재의 경우, 미분무 동작 10 s 시점에서Channel_1은 평균 온도 129.0 ℃ 표준편차 44.3 ℃으로 비교적 큰 표준편차가 나타났으며, 이는 목재 화재의 예비연소 과정에서 형성되는 고온 가스층의 불균일한 위치, 목재 적층부의 국부 연소 상태, 그리고 화염 플럼의 순간적 변동 등이 복합적으로 작용한 결과로 판단된다. 반면, 미분무 방사 20 s 경과 시점부터는 평균 온도 76.9 ℃ 표준편차 4.8 ℃로 급감하며 편차 역시 크게 축소되어 우수한 초기 화재 제어 능력을 나타내었다. 소화약제 방출 종료 후에도 3회의 반복시험 모두에서 미분무 방사 종료 후 재발화가 관찰되지 않았으며, 이는 미세 액적에 의한 열기류 억제와 목재 화원 냉각 효과가 A급 화재의 재발화 억제에 기여했음을 시사한다.
B급 화재의 경우, 미분무 동작 10 s 시점에서 Channel_1은 평균 온도 266.3 ℃, 표준편차 81.7 ℃로 매우 높게 나타났으며, 이는 액상 연료 표면에서 발생하는 가연성 증기 연소와 유류 화재 특유의 빠른 화재 확산 속도에 따른 열적 변동성이 반영된 결과로 판단된다. 반면, 미분무 방사 30 s 경과 시점부터는 평균 온도 44.5 ℃, 표준편차 3.3 ℃로 급감하며 매우 안정적인 소화 상태에 도달하였으며, 온도 편차 또한 최소화되어 노즐 분사의 균일성과 소화 신뢰성을 보인다. 3회의 반복시험 모두에서 화염 진압 후 가연성 증기 축적이나 표면 가열에 의한 재발화 현상은 관찰되지 않았으며, 이는 방사된 미세 액적이 연료 표면을 차폐하여 산소 유입을 차단하는 질식 작용과 증발잠열 흡수를 통한 즉각적인 냉각 효과가 B급 화재의 완전 소화에 기여했음을 시사한다.
6. 결 론
본 연구에서는 기존 미분무 노즐의 이물질 폐쇄 한계를 극복하기 위해 이중 여과 시스템 및 퓨지합금 밀폐 구조를 적용한 멀티 미분무 노즐을 개발하고, 실규모 캐비닛 화재 시험을 통해 소화 성능을 정량적으로 평가하였다. 도출된 핵심 결과는 다음과 같다. 성능 평가 결과, 개발된 노즐은 7 bar의 저압 환경에서도 분당 8 LPM의 정격 유량과 Dv0.99 300 μm 이하의 미세 액적을 안정적으로 방사함을 확인하였다. A급(목재) 화재 시험에서는 작동 후 평균 22 s 이내에 상부 고온 가스층 온도가 100 ℃ 이하로 급감하였으며, 화원 심부 침투를 통해 재발화 없는 완전 소화를 달성하였다. B급(n-heptane) 화재 시험 역시 작동 후 평균 25 s 이내에 화염이 진압되고 40 s 전후로 내부 온도가 40 ℃ 이하로 안정화되어, 가연성 증기 표면에 대한 우수한 질식 및 초기 냉각 효과를 확인하였다. 이러한 정량적 결과는 본 연구의 밀폐형 멀티 미분무 노즐이 기존 가스계 소화설비의 질식 리스크를 배제하면서도 동등 이상의 초기 화재 제어 성능을 발휘할 수 있음을 입증하며, 데이터 센터 등 특수 방호 공간에 적용 가능한 고신뢰성 수계 소화 솔루션으로서의 기술적 타당성을 시사한다. 향후 본 연구 결과를 바탕으로, 방호 공간의 설치 높이 및 특수 가연물(리튬이온 배터리 등) 조건에 따른 미분무 소화 성능 최적화 연구를 추가로 수행할 계획이다.
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