Introduction

수치해석에 사용된 기본 소화노즐 모델을 Fig. 1에 도시하였다. 노즐은 크게 유입구, 오리피스 관, 방출구 등 세 부분으로 구성되는데, 본 연구에서는 국내 J 社의 가스계 노즐 STC-36N50을 기준모델로 선정하였다. 기준 모델의 직경비 η(=D₁/D₂)은 3.5이며, 노즐 끝단부 방출영역에는 직경이 같은 8개의 방출구가 배열되어 있다. 유입구 직경비와 방출구 개수가 서로 다른 9개의 해석모델(Table 1참조)을 이용하여 설계변수가 소화노즐의 성능에 미치는 영향을 파악하였다. 방출 속도 및 압력은 Fig. 1에 도시한 노즐 끝단 영역에서 측정하였으며, 유입구와 오리피스 직경비(η=3.5, 4, 4.5) 및 홀의 개수(n _h=12, 14, 16) 변화를 설계변수로 설정하였다.

Fig. 1 
Schematic of the gaseous extinguishing porous nozzle

다공성 소화노즐의 방출구 형상 변화에 따른 소화약제의 유동특성을 고찰하기 위해 지배방정식으로 연속방정식, 운동량방정식, 에너지 방정식을 이용하였는데, 상용코드인 ANSYS CFX-ver 17.1를 이용하여 해를 구하였다.⁽⁹⁾ 유동장은 비정상 상태로 가정하였으며, 총 방출 시간을 5초로 설정하였다. 또한, 벽면 근처 유동 모사에 장점이 있는 SST(Shear Stress Transport) 난류 모델을 적용하였다.

- 연속 방정식:

- 운동량 방정식:

- 에너지 방정식:

여기서 h_t는 총 엔탈피를 의미하는데, 정적 엔탈피(h)와 단위 질량당 운동에너지로 표현된다.

본 연구에서 적용한 가스계 소화 노즐은 화재안전기준(NFSC 106)에 적시된 전역방출방식을 따르며 25℃ 온도조건에서 1kg/s이상의 소화 약제량을 방출하는 기준 조건에 부합하도록 해석조건을 설정하였다.⁽¹⁰⁾

또한, 가상의 화재 공간은 총 체적 62.5 m³으로 화재안전기준에 적합하게 구축하였다. 유동장 내부는 대기와 같은 1atm이며, 천장에서 환풍이 된다는 가정하에 opening 경계조건을 적용하였다. Figure 2는 1개 노즐의 작동 범주에 해당하는 유동장을 형상화 한 것인데, 인접한 각 유동장에서도 동일 조건으로 소화 기능이 수행된다고 가정하여 측면 경계조건으로 대칭(symmetric) 조건을 적용하였다. 이를 통하여 가스계 소화 노즐의 직경비(η)와 방출구 개수(n _h) 변화를 통해 방출된 유동장 내 소화약제의 속도 분포와 체적분율(volume fraction)을 산출하였다.

Fig. 2 
Description of the modeled space

노즐 내 오리피스 형상과 방출구 개수에 따른 약제 방출 특성을 고찰하기 위하여 사면체(tetrahedron)격자를 이용하여 격자계를 구성하였다 (Fig. 3 참조). 특히 노즐 벽면에서는 수치해의 수렴성 확보를 위하여 1.2배로 격자크기가 증가하는 5겹의 계산 중첩층(inflation layer)으로 격자계를 구성하였다. 또한 격자 의존성을 테스트하기 위하여, 약 100만개부터 200만개까지 격자수를 늘려가면서 소화 약제의 방출속도 및 체적분율 변화를 고찰하였다. 그 결과 격자수가 약 180만개 보다 많은 경우 이들에 대한 격자 의존도가 줄어드는 경향을 보였다(Fig. 4참조). 이에 따라 모든 Case에 대한 격자계는 약 180만개 요소로 구성하여 수치해석을 수행하였다.

Fig. 3 
Grid systems applied in this study

Fig. 4 
Grid dependency test

소화노즐에서 방출되는 소화약제의 방출 속도를 증가시키기 위해 동일 직경 및 유입 질량유량 1 kg/s를 설정하여 수치해석을 수행하였다. 방출구 영역 관측점을 정면도와 평면도로 구분하여 Fig. 5에 도시하였다. 기준 모델(Case 1)의 평균 방출속도는 약 420 m/s이며, 9가지 Case 중 최대 속도를 나타낸 Case 9은 약 490 m/s로 기준 모델보다 70 m/s 증가하였다(Fig. 6 참조).

Fig. 5 
The monitoring points of the extinguishing nozzle

Fig. 6 
Avg. velocity at the exit of the extinguishing nozzle for each case

수치해석을 통해 동일한 직경비에서 방출속도에 많은 영향을 미치는 부분은 방출구의 개수임을 알 수 있었다. 또한, 직경비가 η=3인 모델에서는 오리피스 끝단에서 최대 마하수(Mach number) M≈1.4인 방출속도가 나타났다.

각 Case별 노즐 근방에 생성된 와동구조를 정량적으로 비교하기위해 스월 강도를 계산하였다.⁽¹¹⁾

여기서, v₁은 노즐 내부 중심으로부터의 반경 방향속도, v₂은 노즐 내부로부터의 접선 방향속도, 그리고 S은 스월 강도를 의미한다.

노즐 내 벽면에서 생긴 와동 구조를 Fig. 7에 도시하였다. Case 1은 내부 챔버 상단에서 와동 발생이 두드러지게 나타났으며, 유동장에서의 회전강도는 8765.80 s^-1로 계산되었다. Case 9은 벽면 근처에서의 와동현상이 줄어드는 것을 볼 수 있다. 또한, 회전강도가 8267.84 s^-1로 약 5 % 줄어들어 완화된 와동현상을 확인하였다. 이 같은 초음속 제트유동은 노즐 내부에 강한 와동을 생성하고 내부 유동에 영향을 끼침을 알 수 있다.

Fig. 7 
Comparison results of vortex structure between the reference model and Case 9

Fig. 8 
Volume fraction of CO₂ for each case

화재 공간 내 산포된 소화약제(CO₂)의 체적분율(f_v)을 산정하기 위해 기준 모델에서 직경비 및 방출구 개수를 변화시켰다. 체적분율은 다음과 같이 전체 유동장 공간대비 분출된 CO₂ 체적으로 산출할 수 있다.

여기서, V¯는 유동장 내 공기 체적, V¯c는 유동장 내 CO₂ 체적을 의미한다. 체적분율은 방출시간이 5초일 때, 유동장 62.5m³내 공기의 체적 대비 방출된 CO₂ 체적을 계산하여 유동장 내 CO₂ 체적분율을 계산하였다. 기준 모델의 경우 체적분율은 f_v ≈50.9%이며, 해석 모델 중 가장 체적분율이 높은 노즐은 직경비 η=4.5, 방출구 개수 n _h=12인 Case 9 형상이며, f_v ≈53% 체적분율을 나타내었다.

소화약제의 분포도를 살펴보면 분출된 유동으로 인해 유동장 바닥면에서 벽면으로 상승하는 기류현상을 볼 수 있다(Fig. 9 참조). 소화 약제의 방출 속도가 빠른 Case 9에서는 바닥면으로 향하는 기류와 벽면으로 상승하는 현상이 나타났다.

Fig. 9 
Comparison results of CO₂ concentration between the reference model and Case 9

각 Case별 관측점에서 측정한 평균 압력을 Fig. 10에 도시하였는데, 속도분포 결과로부터 유추할 수 있듯이 직경비 와 방출구 수에 따라 각 지표마다 압력값이 높은 경향을 확인할 수 있다. 직경비 η=4.5인 Case 9은 속도 분포 결과와 유사한 경향으로 측정점에서 유체의 높은 압력 값이 계산되었다(Fig. 11 참조). 이는 기존 모델 대비 방출구 개수가 감소함에 따라 방출하는 소화 약제의 평균 압력이 증가한 것에 기인한다고 할 수 있다.

Fig. 10 
Avg. pressure at the exit of the extinguishing nozzle for each case

Fig. 11 
Comparison results of pressure distribution between the reference model and Case 9

Fig. 12 
Pressure distribution of the reference model and Case 9

Case 1은 평균압력이 약 379 kPa이며, Case 9은 약 664 kPa로서, 약285 kPa 압력이 상승하여 효과적인 소화약제의 방출 특성을 확인하였다.