선택한 단어 수는 입니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
선택한 단어 수는 30입니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
문제 정의
- 6과 같이 해석 영역의 크기는 노즐 입구 지름(D)을 기준으로 반경방향 50D, 축방향 100D로 설정하였다. 또한 노즐의 내부, 외부 벽면과 플룸이 형성될 것으로 예상되는 부분에 격자를 조밀하게 설정하여 해석 결과의 정확도를 향상시키고자 하였다.
- 본 연구에서는 IR 신호 저감 기법을 목적으로 노즐 출구에 세장비가 적용된 축소형상 노즐에 대한 엔진 실험을 수행하고, CFD에 기초한 열유동 전산해석을 수행하였다. 먼저 엔진성능 해석 프로그램인 GASTURB를 이용하여 엔진실험과 동일한 조건으로 성능 분석을 통하여 도출된 값을 전산해석 조건으로 부여하였다.
가설 설정
- 또한 혼합기체의 비열비는 N2, O2 등 각 화학분자의 비열비와 몰분율을 동시에 고려하여, 노즐 내부 배기가스 1.376, 유입 외부 대기 1.398로 가정하였다.
제안 방법
- 노즐 재질의 경우 실제 제작된 노즐과 같은 재질인 ST-310을 사용하였다. CFD 해석에 필요한 재질의 밀도(7,750 kg/m3), 비열(583 J/kg/K), 열전도율(22.676 W/m/K) 등은 ST-310 재질의 열분석을 통해 도출된 값을 사용하였다.
- 8 mm, 길이 161 mm, 출구 단면적은 3137 mm2, 두께는 1 mm이다. 노즐 출구가 사각형인 노즐의 설계는 원형노즐의 출구 단면적과 동일하게 세장비 1~5에 해당하는 길이를 도출하여 설계하였다. Fig.
- 노즐 형상에 따른 배기 플룸의 각 위치별 단면 온도를 알기 위하여, 엔진의 회전수를 97,500rpm으로 유지하고, 초기시동 이후 정상작동상태에서 노즐 형상에 따른 배기 플룸의 각 위치별 단면의 온도 데이터를 측정하였다. 노즐형상에 따른 각 측정위치에서의 배기 플룸 최대온도를 Table 7에 나타내었다.
- 엔진 성능 분석에 대한 내용은 이전 연구[6]에 자세히 제시되어 있다. 다량의 연료가 점화에 이용되는 초기 엔진 작동구간을 제외하고, 추력, RPM 등이 일정하게 나타나는 정상 작동 구간에서 노즐 후방 플룸 유동장의 온도를 측정하였다.
- 본 연구에서는 IR 신호 저감 목적으로 설계된 축소형상 노즐을 마이크로 터보제트 엔진에 설치한 다음, 노즐의 배기 플룸 열유동장에 관한 측정과 CFD 해석을 동시에 수행하였다. 먼저 마이크로 엔진에 대한 성능분석을 통해 해석의 노즐 입구 조건을 도출한 다음, 해석결과와 노즐 후방의 열유동장 온도 측정데이터와 비교하였다. 온도 분포는 전동식 온도 측정 장치를 이용하여 노즐 정 후방 300 mm, 600 mm 지점에서의 온도를 측정하였다.
- 본 연구에서는 IR 신호 저감 기법을 목적으로 노즐 출구에 세장비가 적용된 축소형상 노즐에 대한 엔진 실험을 수행하고, CFD에 기초한 열유동 전산해석을 수행하였다. 먼저 엔진성능 해석 프로그램인 GASTURB를 이용하여 엔진실험과 동일한 조건으로 성능 분석을 통하여 도출된 값을 전산해석 조건으로 부여하였다.
- 본 연구에서는 IR 신호 저감 목적으로 설계된 축소형상 노즐을 마이크로 터보제트 엔진에 설치한 다음, 노즐의 배기 플룸 열유동장에 관한 측정과 CFD 해석을 동시에 수행하였다. 먼저 마이크로 엔진에 대한 성능분석을 통해 해석의 노즐 입구 조건을 도출한 다음, 해석결과와 노즐 후방의 열유동장 온도 측정데이터와 비교하였다.
- 본 연구에서는 대류, 전도, 복사 등의 열전달을 고려하기 위해 노즐과 노즐 내부 및 외부 유동의 Volume Condition을 각각 Solid와 Fluid로 부여하고, 노즐 내부 및 외부 벽면과 같이 Solid와 Fluid가 공유되는 면은 FLUENT 상에서 하나의 접촉면으로 설정하였다. 복사열전달 모델은 많은 계산 시간이 요구되나, 높은 정확도의 장점이 있는 구분종좌법(Discrete Ordinates Method)으로 설정하고, 고려 각인 Theta Division과 Phi Division을 각 2, 4로 설정하였다.
- 본 연구에서는 전동식 온도 측정 장치를 이동시켜 10 mm 간격으로 가로 방향 53개, 세로 방향 59개 위치의 온도 데이터를 측정하였고, 이를 가시화 하여 배기 플룸의 온도 분포를 확인하였다.
- 엔진 노즐 후방의 플룸 유동장을 측정하기 위하여 전동식 온도 측정 장치를 제작하여 노즐 정후방 300 mm, 600 mm 지점에서의 온도를 측정하였다. 엔진 노즐과 온도 측정 장치에 대한 개념도는 Figs.
- 먼저 마이크로 엔진에 대한 성능분석을 통해 해석의 노즐 입구 조건을 도출한 다음, 해석결과와 노즐 후방의 열유동장 온도 측정데이터와 비교하였다. 온도 분포는 전동식 온도 측정 장치를 이용하여 노즐 정 후방 300 mm, 600 mm 지점에서의 온도를 측정하였다. 원형노즐 대비 AR5 사각 노즐의 추력은 약 1.
- 원형 및 사각 노즐은 엔진 후방부분에 플랜지 형태로 장착되어 있으며, 엔진과 노즐 사이의 열특성 변화를 막고자 엔진과 동일한 재질인 스테인리스 스틸 계열의 ST-310으로 노즐을 제작하였다. 노즐 표면 온도의 경우 열전대를 노즐 출구로부터 10 mm, 75 mm, 140 mm 위치에 부착하여 측정하였다.
- 지면에서 행해진 실험에서 각 노즐 형상별 배기가스 온도를 동일하게 설정하였다. 이는 장착되어 있는 연료 센서, 엔진 데이터 측정기기(Engine Data Terminal)를 통해 실시간으로 분당회전수, 배기가스 온도를 확인할 수 있으며, 이를 통해 공기/연료 비(A/F Ratio)를 조정하여 각 형상 별 배기가스 온도를 823 K로 설정하였다. 그리고 실제 항공유와 유사한 탄화수소 계열의케로신을 윤활유와 부피비 4.
- 단면적 분포가 변하면 유동의 특성 또한 변하게 된다. 이와 같은 특성 변화를 최소화하기 위해 노즐의 입구에서 출구 방향으로 8등분을 하여 9개의 섹션으로 나누고, 각 노즐의 섹션 별 단면적을 동일하게 적용하여 설계하였다.
- 특히 노즐 내부를 통하여 생성되는 배기가스의 형태에 초점을 맞추어 원형 노즐과 세장비에 따른 5가지의 사각 노즐을 포함한 총 6가지 노즐에 대한 전산해석을 수행하였다.
대상 데이터
- CFD 해석을 위해 정렬격자로 약 100만 개의 격자를 생성하였다. Fig.
- 이는 장착되어 있는 연료 센서, 엔진 데이터 측정기기(Engine Data Terminal)를 통해 실시간으로 분당회전수, 배기가스 온도를 확인할 수 있으며, 이를 통해 공기/연료 비(A/F Ratio)를 조정하여 각 형상 별 배기가스 온도를 823 K로 설정하였다. 그리고 실제 항공유와 유사한 탄화수소 계열의케로신을 윤활유와 부피비 4.5%로 혼합한 연료를 사용하였다. 엔진 성능 분석에 대한 내용은 이전 연구[6]에 자세히 제시되어 있다.
- 노즐 재질의 경우 실제 제작된 노즐과 같은 재질인 ST-310을 사용하였다. CFD 해석에 필요한 재질의 밀도(7,750 kg/m3), 비열(583 J/kg/K), 열전도율(22.
- 실험에 사용된 마이크로 터보제트 엔진은 AMT 사의 Olympus HP 엔진으로 Fig. 1과 같다. 이 엔진은 실제 항공유로 쓰이는 케로신을 주 연료로 사용하며, 최대추력 230 N, 최대 회전수 108,500 rpm 등의 특징을 가진다.
- 4, 5에 제시되어 있다. 온도 측정 장치는 폭 400 mm, 높이 700 mm이며, 16개의 온도 센서가 20 mm의 간격으로 설치되어 있다. 엔진이 정상 작동 구간일 때, 온도 센서가 좌우, 상-하 이동하여 스캐닝하며 온도 데이터를 획득하고, 연결된 CPU를 통해 이를 확인할 수 있다.
- 우선적으로 고려된 기본 노즐인 원형 노즐 입구 지름은 80.8 mm, 길이 161 mm, 출구 단면적은 3137 mm2, 두께는 1 mm이다. 노즐 출구가 사각형인 노즐의 설계는 원형노즐의 출구 단면적과 동일하게 세장비 1~5에 해당하는 길이를 도출하여 설계하였다.
- 1과 같다. 이 엔진은 실제 항공유로 쓰이는 케로신을 주 연료로 사용하며, 최대추력 230 N, 최대 회전수 108,500 rpm 등의 특징을 가진다. 또한 전기 모터를 이용하여 시동을 걸며, 점화용 연료 펌프와 주 연료펌프에 의해 연료가 공급 된다.
데이터처리
- 외부의 환경이나 실험 측정기기 상태에 따라 측정에 변동이 발생할 수 있는 실험과 달리, 전산해석은 동일한 조건에서 다양한 해석을 진행할 수 있다. 엔진실험결과와 비교를 위하여 실험 조건과 유사한 상태에서 전산해석을 진행하였다.
- 전산해석 프로그램으로는 유한체적법(FVM)기반의 열유동해석 상용 프로그램인 ANSYSFLUENT를 이용하였고, 노즐 형상에 따른 유동해석을 수행한 다음 실험으로 측정한 노즐 후방 배기 플룸의 온도 분포와 비교하였다.
- 해석에 사용된 S/W로는 유한체적법 기반의 열유동 해석 상용 프로그램인 ANSYS FLUENT를 사용하였다. 주요 수치기법으로 셀 기반 유한체적법, 내재적 시간 전진법, Riemann 근사해법에 기초한 Roe-FDS 기법을 적용하였다.
이론/모형
- 난류모델은 벽면 근처 유동해석 정확도가 기존의 K-epsilon에 비해 개선된 Realizable K-epsilon모델을 사용하였다. 또한 혼합기체의 비열비는 N2, O2 등 각 화학분자의 비열비와 몰분율을 동시에 고려하여, 노즐 내부 배기가스 1.
- 본 연구에서는 대류, 전도, 복사 등의 열전달을 고려하기 위해 노즐과 노즐 내부 및 외부 유동의 Volume Condition을 각각 Solid와 Fluid로 부여하고, 노즐 내부 및 외부 벽면과 같이 Solid와 Fluid가 공유되는 면은 FLUENT 상에서 하나의 접촉면으로 설정하였다. 복사열전달 모델은 많은 계산 시간이 요구되나, 높은 정확도의 장점이 있는 구분종좌법(Discrete Ordinates Method)으로 설정하고, 고려 각인 Theta Division과 Phi Division을 각 2, 4로 설정하였다.
- 해석에 사용된 S/W로는 유한체적법 기반의 열유동 해석 상용 프로그램인 ANSYS FLUENT를 사용하였다. 주요 수치기법으로 셀 기반 유한체적법, 내재적 시간 전진법, Riemann 근사해법에 기초한 Roe-FDS 기법을 적용하였다.
성능/효과
- 대체적으로 노즐 입구에서 출구 방향으로 갈수록 노즐 표면의 온도는 증가하는 경향을 확인하였다. CFD 결과를 확인하였을 때, 유동이 노즐의 출구 방향으로 갈수록 면적이 감소하여 내부 유동의 속도가 증가하고, 벽면 열유속(Heat Flux)도 증가함을 확인하였다. 따라서 출구 방향으로의 표면 온도 증가는 노즐의 출구 방향으로 갈수록 더 많은 열전달이 일어나기 때문인 것으로 판단된다.
- 10과 같이 3차원 온도 분포로 나타내었다. CFD 전산해석 원형노즐 결과와 유사하게 노즐 후방의 플룸은 노즐의 중심부에 밀집해 있으며, 세장비가 적용되지 않은 출구형상이기 때문에 측정거리가 증가하여도 온도 분포는 플룸의 후방까지 원형의 형상을 가짐을 확인하였다.
- 그리고 원형노즐과 세장비가 낮은 노즐의 경우 엔진실험과 CFD 해석결과는 배기 플룸의 온도 분포형상이 상당부분 일치함을 확인하였다. 또한 세장비 증가에 따른 배기 플룸 단면 형상과 형성 위치 측면에서 실험과 CFD 해석 결과가 정성적으로 매우 유사하게 나타났다.
- 9에 나타내었다. 대체적으로 노즐 입구에서 출구 방향으로 갈수록 노즐 표면의 온도는 증가하는 경향을 확인하였다. CFD 결과를 확인하였을 때, 유동이 노즐의 출구 방향으로 갈수록 면적이 감소하여 내부 유동의 속도가 증가하고, 벽면 열유속(Heat Flux)도 증가함을 확인하였다.
- 또한 배기 플룸 단면의 온도분포 비교 결과 원형 노즐과 세장비가 낮은 사각노즐의 경우 실험과 해석의 온도 분포는 거의 유사함을 확인하였다. 그러나 출구의 세장비가 증가할수록 온도 분포에 다소 차이가 발생하였다.
- 그리고 원형노즐과 세장비가 낮은 노즐의 경우 엔진실험과 CFD 해석결과는 배기 플룸의 온도 분포형상이 상당부분 일치함을 확인하였다. 또한 세장비 증가에 따른 배기 플룸 단면 형상과 형성 위치 측면에서 실험과 CFD 해석 결과가 정성적으로 매우 유사하게 나타났다. 하지만 AR3 이상 노즐에서 CFD 해석 대비 엔진 실험의 배기 플룸의 온도는 측정거리에 따라 약 28~75 K 가량 차이가 나타났다.
- 8% 감소하였다. 또한 세장비가 커지면서 노즐 출구의 추력은 대체적으로 감소하는 경향을 확인하였다. 그리고 동일한 출구 면적으로 설계하였기 때문에 노즐 출구 압력은 오차 1% 이내로 나타났다.
- 실험 및 CFD 해석 모두 배기 플룸 IR 신호에 지대한 영향을 끼치는 배기 플룸 영역의 길이는 세장비가 커짐에 따라 짧아졌고, 배기 플룸에 수직한 방향의 광학적 두께도 얇아짐을 확인하였다. 그 이유로는 출구 세장비가 커지면서 외부대기와의 혼합이 증가하고 노즐출구의 수직방향 폭이 줄어들기 때문이다.
- 우선 실험과 CFD 해석 모두 출구 세장비가 커짐에 따라 배기 플룸의 온도는 감소함을 확인하였다. 특히 실험의 경우 원형노즐 대비 AR5 노즐의 최대 온도는 측정거리 300 mm일 때 약 210 K(30%), 측정거리 600 mm일 때는 약 84 K (17%) 감소하였다.
- 일반적으로 광학적 두께가 얇으면 기체는 복사열 발생 파장을 투과한다는 것을 의미하고, 광학적 두께가 두꺼우면 복사열을 흡수하고 재방출 하는 것을 의미한다. 원형노즐에 비해 세장비가 증가함에 따라 배기 플룸 영역의 길이는 짧아지고, 광학적 두께는 얇아지는 것을 확인 할 수 있다. 이는 앞에서 언급한 바와 같이 출구 세장비가 커지면서 외부 대기와의 혼합이 증가하고 노즐출구의 수직방향 폭이 줄어들기 때문이다.
- 그러나 출구의 세장비가 증가할수록 온도 분포에 다소 차이가 발생하였다. 이상적인 조건을 가정한 해석에서는 출구의 세장비가 증가하여도 먼 후방까지 열유동 분포가 노즐 출구 형상과 유사하게 분포되는 반면, 실험의 경우 사방으로 유동이 퍼지는 경향이 크기 때문인 것으로 판단된다.
- 또한 배기 플룸 단면의 형상도 CFD 해석에 비해서 실험이 사방으로 퍼져서 형성되었다. 차이의 주된 이유로는 이상적인 조건으로 가정하여 계산한 CFD 해석에 비해 실제 조건의 엔진 실험에서는 배기 플룸이 외부 저온의 대기와 온도 측정 장치의 존재로 인해 상대적으로 대기와의 혼합이 더 활발히 발생하고, 이에 따라 유동이 상-하, 좌-우로 확산하는 경향이 더 높아 결과적으로 전체적인 온도가 낮게 나타난 것으로 판단된다.
- 해석 결과 원형노즐 대비 AR5 노즐의 추력은 약 1.8% 감소하였다. 또한 세장비가 커지면서 노즐 출구의 추력은 대체적으로 감소하는 경향을 확인하였다.
후속연구
- 향후 세장비 뿐만 아니라, 중요한 IR 저감 기법인 노즐의 곡률, 출구형상 등 추가적인 형상 설계 변수에 대한 열유동장 분석과 추력 손실에 대한 분석을 통하여 각 인자에 대한 배기 플룸 온도 저감을 확인하고, IR 신호를 해석하여 엔진실험을 통해 측정되는 데이터와 비교할 계획이다. 나아가 실제 무인전투기 등에 적용되는 곡률 및 출구 비대칭 형상 노즐을 고려하여 플룸 열유 동장, IR, 생존성 특성 등에 대한 분석을 수행할 계획이다.
- 향후 세장비 뿐만 아니라, 중요한 IR 저감 기법인 노즐의 곡률, 출구형상 등 추가적인 형상 설계 변수에 대한 열유동장 분석과 추력 손실에 대한 분석을 통하여 각 인자에 대한 배기 플룸 온도 저감을 확인하고, IR 신호를 해석하여 엔진실험을 통해 측정되는 데이터와 비교할 계획이다. 나아가 실제 무인전투기 등에 적용되는 곡률 및 출구 비대칭 형상 노즐을 고려하여 플룸 열유 동장, IR, 생존성 특성 등에 대한 분석을 수행할 계획이다.
※ AI-Helper는 부적절한 답변을 할 수 있습니다.