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문제 정의
- 전산해석결과와 시험결과가 유사한 경향을 나타내고 있으며, 설계점에서의 시험결과와 전산해석결과가 잘 일치하는 것을 알 수 있다. 따라서 본 연구에서 사용된 상용프로그램의 밀폐형 임펠러에 대한 성능예측 능력이 믿을 만하다고 판단된다.
- 이런 연구들은 단순히 원심압축기의 임펠러 블레이드 두께 변화에 대해서만 수행되었으며, 스켈럽을 원심압축기에 적용하여 유동 및 성능 특성을 분석한 연구는 없는 상황이다. 따라서 본 연구에서는 임펠러 블레이드 두께를 증가시킨 모델과, 스켈럽을 적용한 모델에 대한 유동 및 성능특성을 파악하기 위해 전산해석을 수행하였다. 그리고 도출된 결과를 바탕으로 각각의 유동 및 성능특성을 비교·분석하였다.
제안 방법
- (a) “C” 영역)의 전효율(Total to Total Efficiency) 선도를 나타낸 것으로, 국부영역의 효율을 기본모델의 단(Stage) 전효율로 나누어 무차원화 하였다.
- 각 경우에 대한 전산해석을 유량계수에 따라 수행하여, 그 성능을 분석하고 성능맵을 도출하였다. 또한, 설계점(φDP : 0.
- 7(a) “D” 영역)의 원주방향 유로 평균한 값을 디퓨저 높이에 따라 나타낸 그래프이다. 각 그래프의 값은 높이에 따른 값을 기본모델의 단(Stage) 출구 값으로 나누어 무차원화 하였다.
- 7(b)는 해석에 사용된 격자계이며, 총 격자는 1620만 개 이다. 격자는 한화테크윈(Hanwha Techwin Co., LTD)에서 수행한 원심압축기 성능시험 결과를 바탕으로 사전연구를 통해 설정된 기준을 적용하여 생성하였으며, 한화테크윈의 병렬컴퓨터 (Intel Xeon 3.07 GHz, 128 core)를 이용하여 전산해석을 수행하였다.
- 고주기 피로균열, 공진 등에 의한 임펠러 파손회피를 위해 적용하는 임펠러 튜닝으로 변화하는 유동 및 성능특성에 대한 분석을 전산해석으로 수행하였다. 그리고 전산해석을 통해 아래와 같은 결론을 도출하였다.
- 그리고 도출된 결과를 바탕으로 각각의 유동 및 성능특성을 비교·분석하였다.
- 누설유량은 원심압축기 입구단 질량유량 대비, 씰 부분으로 누설되는 질량유량의 비율로 정의하였으며, 미끄럼계수는 임펠러와 디퓨저 인터페이스에서 값을 계산하였다. 압력계수와 전효율, 소요일계수(Work Coefficient, Π) 값들은 원심압축기 입구 및 출구단에서의 값을 이용하였다.
- 스켈럽을 통한 공진회피 임펠러 튜닝 방법과 임펠러 블레이드 두께를 증가시켜 강도를 증가시키는 방법을 적용함에 있어서, 원심압축기의 성능 및 유동특성 변화가 어떻게 나타나며, 결과적으로 압축기 성능지표를 만족시킬 수 있는지에 대한 확인이 필요하다. 따라서 스켈럽과 두께증가를 각각 적용한 경우에 대한 전산해석을 수행하였으며, 해석결과를 바탕으로 성능 및 유동 특성을 분석하였다.
- 또한, 설계점(φDP : 0.07)에 대해 수행한 전산해석결과를 정리하여 그림과 그래프, 표를 통해 유동 및 성능 특성을 분석하였다.
- 정확한 유동특성을 파악하기 위해 회전부와 정지부의 경계면에서는 프로즌(Frozen Plane) 기법[6]을 사용하였다. 벽면에는 점착, 단열 및 표면조도 조건을 적용하였다. 난류모델은 k-ω SST(Shear Stress Transport)[7]를 사용하였으며, 경계조건으로 해석영역의 입구에는 전압과 전온도, 출구에는 질량유량을 적용하였다.
- 스켈럽은 진동모드 분석을 통해 나타난 모드형상과 유사한 모양으로 적용하였다. 스켈럽의 크기는 임펠러 블레이드 피치간격을 폭으로 하였으며, 깊이는 임펠러 반경의 약 8%로 하였다.
- 임펠러 블레이드 두께를 증가시킨 모델은 성능변화 및 설계수정을 최소화하기 위해 임펠러 앞전(Leading Edge)과 뒷전(Trailing Edge)의 두께는 유지한 상태에서 유로부분의 두께를 최대 50%까지 증가시킨 형태로 설계하였으며, 쉬라우드면과 허브면의 두께는 변경하지 않았다. 최대 두께 50%는 제작공정 및 구조마진을 고려하여 결정하였다.
- 5[6]를 사용하여 3차원 압축성 유동해석을 수행하였다. 해석시간을 고려하여 정상상태 유동으로 가정한 후, 1 개의 임펠러 유로에 해당하는 영역을 주기조건(Periodic Condition)으로 적용하여 전산해석을 수행하였다. 정확한 유동특성을 파악하기 위해 회전부와 정지부의 경계면에서는 프로즌(Frozen Plane) 기법[6]을 사용하였다.
대상 데이터
- 본 연구에서 사용한 원심압축기는 Fig. 1(b)의 밀폐형(Close Type) 임펠러를 사용하였다. 해석영역은 Fig.
- 1(b)의 밀폐형(Close Type) 임펠러를 사용하였다. 해석영역은 Fig. 2에 도식화 되어있는 것처럼, 압축기 임펠러와 베인없는 디퓨저(Vaneless Diffuser), 팁 누설유동(Tip Leakage Flow) 및 진동을 줄이기 위한 스월-브레이크(Swirl-Brake), 그리고 아이-씰(Eye-Seal)로 구성되어 있다. 임펠러는 후향각(Backward Curved)을 가지도록 설계되었으며, 원심압축기의 작동조건은 Table 1과 같다.
데이터처리
- Table 3은 기본모델을 기준으로, 나머지 두 모델에 대한 설계점에서의 상대적인 성능 값을 나타낸 것으로, 각 성능값을 도출하기 위한 변수 값들은 질량유량평균(Mass Weighted Average)을 하여 계산하였다.
- 본 전산해석에 사용된 상용 프로그램인 ANSYS CFXTM를 검증하기 위해 본 연구에서 사용된 것과 유사한 SwRI®(Southwest Research Institute in the United States)에서 실험한 밀폐형 임펠러에 대해 시험결과와 전산해석결과를 비교하였다.
- 상용 프로그램인 ANSYS CFX 14.5[6]를 사용하여 3차원 압축성 유동해석을 수행하였다. 해석시간을 고려하여 정상상태 유동으로 가정한 후, 1 개의 임펠러 유로에 해당하는 영역을 주기조건(Periodic Condition)으로 적용하여 전산해석을 수행하였다.
이론/모형
- 난류모델은 k-ω SST(Shear Stress Transport)[7]를 사용하였으며, 경계조건으로 해석영역의 입구에는 전압과 전온도, 출구에는 질량유량을 적용하였다.
- 해석시간을 고려하여 정상상태 유동으로 가정한 후, 1 개의 임펠러 유로에 해당하는 영역을 주기조건(Periodic Condition)으로 적용하여 전산해석을 수행하였다. 정확한 유동특성을 파악하기 위해 회전부와 정지부의 경계면에서는 프로즌(Frozen Plane) 기법[6]을 사용하였다. 벽면에는 점착, 단열 및 표면조도 조건을 적용하였다.
성능/효과
- (1) 임펠러 블레이드 두께가 증가된 모델의 경우, 임펠러 쉬라우드면에 작용하는 전반적인 힘의 분포는 기본모델과 유사하게 나타났다. 스켈럽 적용모델의 경우는 임펠러 쉬라우드 출구부의 압력차가 상쇄되면서 임펠러 출구부 쉬라우드면에 작용하는 힘이 크게 감소하였다.
- (2) 임펠러 블레이드 두께가 증가된 모델의 경우, 누설유량 등은 기본모델과 큰 차이가 없었다. 미끄럼계수는 0.
- (3) 스켈럽이 적용된 모델은 다른 모델보다 전압력 손실이 크게 발생하였다. 누설유량 감소폭은 전체 질량유량 대비 0.
- (4) 유량계수에 따른 압력계수의 경우, 기본모델과 스켈럽 적용모델은 거의 유사한 압력계수 값을 보였으며, 임펠러 블레이드 두께가 증가된 모델의 경우는 유량계수가 증가할수록 다른 모델에 비해 압력계수의 감소폭이 더 크게 나타났다.
- (5) 유량계수에 따른 전효율의 경우, 기본모델과 임펠러 두께를 증가시킨 모델은 거의 유사한 성능을 보였다. 스켈럽 적용모델은 스켈럽에 의한 손실증가로 모든 유량 구간에서 다른 두 모델에 비해 낮은 전효율 값을 보였다.
- 압력계수는 미끄럼계수 증가에 따라 약간 증가하였으나, 스켈럽에 의한 전압력 손실 증가로 그 증가 폭이 작게 나타났다. 그리고 전효율은 스켈럽에 의한 전압력 손실증가로 기본모델에 비해 1.6% 감소하였다. 압력계수가 증가하고 전효율이 감소함에 따라 소요일계수는 2.
- 1%)은 크지 않았다. 미끄럼계수는 스켈럽에 의한 유동 교란으로 스켈럽 근처의 영역에서는 작게, 주유동 영역에서는 크게 나타나면서, 전체적인 값은 기본모델 대비 0.8% 증가하였다. 압력계수는 미끄럼계수 증가에 따라 약간 증가하였으나, 스켈럽에 의한 전압력 손실 증가로 그 증가 폭이 작게 나타났다.
- 본 연구에서 사용한 밀폐형 임펠러는 허브의 두께가 쉬라우드에 비해 3.5배 크게 설계가 되었기 때문에, 진동모드에 따른 변형량이 임펠러 유로 출구 허브면에 비해 쉬라우드면에서 더 크게 나타난다. 따라서 임펠러 유로 출구 쉬라우드 부분에만 스켈럽을 적용하였다.
- (5) 유량계수에 따른 전효율의 경우, 기본모델과 임펠러 두께를 증가시킨 모델은 거의 유사한 성능을 보였다. 스켈럽 적용모델은 스켈럽에 의한 손실증가로 모든 유량 구간에서 다른 두 모델에 비해 낮은 전효율 값을 보였다.
- 그리고 Hiett와 Johnston[3]은 반경류 터빈(Inward Flow Radial Turbines)에 대해 임펠러에서 발생하는 응력을 줄이기 위해 터빈 입구부 허브면(Hub Surface)을 반원형으로 제거하는 스켈럽(Scallop)이라는 튜닝방법을 적용하였다. 스켈럽이 크게 적용된 경우에는 효율이 3~4%, 작게 적용된 경우에는 2%정도 감소하는 것을 실험을 통해 확인하였다.
- 이에 대해 Skoch와 Moore[2]는 압력비 8:1인 원심압축기에 대해 임펠러 및 디퓨저의 두께를 42% 증가시킨 모델과, 그렇지 않은 모델에 대해 실험을 수행하였다. 시험결과, 두께를 증가시킨 모델에서 임펠러 효율 감소와 디퓨저 압력손실 증가로 효율이 약 0.2%, 압력비가 약 0.7% 감소하였다. 그리고 Hiett와 Johnston[3]은 반경류 터빈(Inward Flow Radial Turbines)에 대해 임펠러에서 발생하는 응력을 줄이기 위해 터빈 입구부 허브면(Hub Surface)을 반원형으로 제거하는 스켈럽(Scallop)이라는 튜닝방법을 적용하였다.
- 6% 감소하였다. 압력계수가 증가하고 전효율이 감소함에 따라 소요일계수는 2.0% 증가하였다.
- 8% 증가하였다. 압력계수는 미끄럼계수 증가에 따라 약간 증가하였으나, 스켈럽에 의한 전압력 손실 증가로 그 증가 폭이 작게 나타났다. 그리고 전효율은 스켈럽에 의한 전압력 손실증가로 기본모델에 비해 1.
- 8은 유량계수(Flow Coefficent, φ)와 전효율(ηTT)을 각각의 설계점(DP, Design Point)에서의 값으로 나눈 그래프이다. 전산해석 결과가 시험결과에 비해 저유량 영역에서의 운전영역이 넓게 나타난 이유는, 본 연구에서 사용한 난류모델이 유동 운동에 대해 시간평균방정식으로 계산하는 RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes) 모델이므로, 저유량 영역의 유동 불안정성이 어느 정도 억제되기 때문에 나타나는 현상으로 판단된다. 전산해석결과와 시험결과가 유사한 경향을 나타내고 있으며, 설계점에서의 시험결과와 전산해석결과가 잘 일치하는 것을 알 수 있다.
- 전산해석 결과가 시험결과에 비해 저유량 영역에서의 운전영역이 넓게 나타난 이유는, 본 연구에서 사용한 난류모델이 유동 운동에 대해 시간평균방정식으로 계산하는 RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes) 모델이므로, 저유량 영역의 유동 불안정성이 어느 정도 억제되기 때문에 나타나는 현상으로 판단된다. 전산해석결과와 시험결과가 유사한 경향을 나타내고 있으며, 설계점에서의 시험결과와 전산해석결과가 잘 일치하는 것을 알 수 있다. 따라서 본 연구에서 사용된 상용프로그램의 밀폐형 임펠러에 대한 성능예측 능력이 믿을 만하다고 판단된다.
- 4%에 그쳤다. 효율은 스켈럽에 의한 전압력 손실 등으로 기본모델 대비 1.6% 감소하였다. 소요일계수는 2.
후속연구
- 스켈럽을 통한 공진회피 임펠러 튜닝 방법과 임펠러 블레이드 두께를 증가시켜 강도를 증가시키는 방법을 적용함에 있어서, 원심압축기의 성능 및 유동특성 변화가 어떻게 나타나며, 결과적으로 압축기 성능지표를 만족시킬 수 있는지에 대한 확인이 필요하다. 따라서 스켈럽과 두께증가를 각각 적용한 경우에 대한 전산해석을 수행하였으며, 해석결과를 바탕으로 성능 및 유동 특성을 분석하였다.
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