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문제 정의
- 이외 기체주입식 와류형 분사기에 대한 약간의 연구는 선회기 (swirler) 를 장착한 분사기에 대해서만 진행되었다 [14, 18-19]. 따라서 본 연구에서는 접선홀을 갖는 기체 주입식 와류형 분사기에서 가변추력 시 액체 질량유량과 GLR 이 변화함에 따라 분무 특성의 변화를 살펴보고자 하였다.
- 액체로켓엔진 추력조절을 위한 기체주입 가변추력 시 와류형 분사기에서 분무특성 변화에 대한 연구를 수행하였다. 기체-액체 혼합물을 형성하기 위해 에어레이터를 제작하여 사용하였으며, TR 과 GLR 를 변수로 수류실험을 진행하였다.
가설 설정
- 실제 추진제 대신 물을 이용하였기 때문에 동일한 분사차압을 맞추기 위해서는 실제 추진제와 물의 밀도비를 고려해 주어야 한다. 분사기의 유량계수가 일정하다는 가정 하에 물의 질량유량은 모사 추진제의 질량유량에 물/실제 추진제 밀도비의 제곱근을 곱하여 구할 수 있다. 따라서 정격조건에서 안쪽 분사기의 질량유량을 54.
- 축방향 속도는 다음과 같은 질량보존 식으로 결정할 수 있다. 축 방향 속도 (〃o) 는 분무가 진행됨에 따른 변화가 거의 없기 때문에 일정한 값으로 가정하였다.
제안 방법
- 물의 질량유량은 니들 밸브로, 기체질소의 질량유량은 MFC(MKP, VIC-D220)를 이용하여 조절하였다. 기체 질소와 물의 밀도를 얻기 위해 공급라인에 K-type 열전대를 설치하여 온도를 측정하였다. 본 연구에서 분사차압은 분사기 전단의 압력과 대기압의 차로 계산하였으며, Fig.
- 연구를 수행하였다. 기체-액체 혼합물을 형성하기 위해 에어레이터를 제작하여 사용하였으며, TR 과 GLR 를 변수로 수류실험을 진행하였다.
- 물탱크를 고압공기로 가압하여 물을 공급하였으며, 물의 유량과 압력을 측정하기 위해 유량계(Kometer, KTP-500)를 에어레이터 전단에, 압력계 (Sensys, PSH model)를 분사기 전단에 설치하였다. 물의 질량유량은 니들 밸브로, 기체질소의 질량유량은 MFC(MKP, VIC-D220)를 이용하여 조절하였다. 기체 질소와 물의 밀도를 얻기 위해 공급라인에 K-type 열전대를 설치하여 온도를 측정하였다.
- 본 연구에서는 모사 추진제로 물을, 가변추력용 기체로 질소를 이용하였다. 물탱크를 고압공기로 가압하여 물을 공급하였으며, 물의 유량과 압력을 측정하기 위해 유량계(Kometer, KTP-500)를 에어레이터 전단에, 압력계 (Sensys, PSH model)를 분사기 전단에 설치하였다. 물의 질량유량은 니들 밸브로, 기체질소의 질량유량은 MFC(MKP, VIC-D220)를 이용하여 조절하였다.
- 기체 질소와 물의 밀도를 얻기 위해 공급라인에 K-type 열전대를 설치하여 온도를 측정하였다. 본 연구에서 분사차압은 분사기 전단의 압력과 대기압의 차로 계산하였으며, Fig. 3에서와 같이 액체/기체가 혼합된 이후의 분사기 차압을 의미한다. 유량, 압력, 온도 데이터는 NI cDAQ를 통하여, 각 실험마다 1 kHz 의 샘플링 속도로 1초 동안 기록하였다.
- 설정된 물의 질량유량을 기준으로 GLR 을 0.0%에서 1.0%까지 변화시키며 실험을 진행하였다. 사용된 MFC가 제공할 수 있는 유량 범위 한계로 인하여 안쪽 분사기의 경우 TR 40%일 때 GLR이 1.
- 액체는 에어레이터 중심의 1/4 inch 튜브로 공급되며, 가변추력용 기체는 1/2 inch 튜브의 기체 매니폴드에서 에어레이터 홀을 통하여 혼합실로 공급된다. 에어레이터 홀은 0.5 mm 직경으로 한 열에 4개씩 드릴로 가공되었으며, 서로의 간섭을 최소화하기 위해 1 mm 간격으로 45°씩 회전하여 40 열을 갖도록 설계하였다. 따라서 에어레이터는 총 160개의 홀을 갖는다.
- 1은 기체-액체 혼합물을 형성하기 위해 사용된 에어레이터 (aerator) 이다. 에어레이터는 기체가 혼합실(mixing chamber) 외부에서 내부로 공급되는 방식으로 설계하였다. 액체는 에어레이터 중심의 1/4 inch 튜브로 공급되며, 가변추력용 기체는 1/2 inch 튜브의 기체 매니폴드에서 에어레이터 홀을 통하여 혼합실로 공급된다.
- 원심력과 표면장력의 힘의 평형을 이용하여 분무 형상을 계산하였다. 이때 기포유동에서의 혼합물 밀도를 계산하기 위해 Chisholm[22] 이 제시한 이상유동 모델을 사용하였다.
- 3에서와 같이 액체/기체가 혼합된 이후의 분사기 차압을 의미한다. 유량, 압력, 온도 데이터는 NI cDAQ를 통하여, 각 실험마다 1 kHz 의 샘플링 속도로 1초 동안 기록하였다. 또한 분무 이미지 획득을 위해 고속카메라(Vision Research, Phantom v9.
- 정격추력이 420 N 일 때 정격추력 대비 가변추력 비 (TR, thrust ratio)를 10%에서 50%까지 설정하였다. 정격조건에서 안쪽 분사기는 MMH를 50.
대상 데이터
- 5 mm 직경으로 한 열에 4개씩 드릴로 가공되었으며, 서로의 간섭을 최소화하기 위해 1 mm 간격으로 45°씩 회전하여 40 열을 갖도록 설계하였다. 따라서 에어레이터는 총 160개의 홀을 갖는다. 에어레이터의 총 길이는 95 mm이며, 에어레이터 홀의 마지막 열은 에어레이터 출구에서 25 mm 떨어진 곳에 위치한다.
- 유량, 압력, 온도 데이터는 NI cDAQ를 통하여, 각 실험마다 1 kHz 의 샘플링 속도로 1초 동안 기록하였다. 또한 분무 이미지 획득을 위해 고속카메라(Vision Research, Phantom v9.1)와 제논 광원(Polarion, PS-NP1)을 사용하였으며, 1000 fps의 속도로 100장의 사진을 촬영하였다. 이때 카메라의 노출시간은 2 μs 이었다.
- 본 연구에서 사용된 분사기는 산화제로 N2O4, 연료로 MMH(monomethylhydrazine) 를 사용하는 정격추력 420 N 추력기를 위해 제작된 동축와류형 분사기이다. 분사기는 Fig.
- 3은 수류시험장치의 개략도이다. 본 연구에서는 모사 추진제로 물을, 가변추력용 기체로 질소를 이용하였다. 물탱크를 고압공기로 가압하여 물을 공급하였으며, 물의 유량과 압력을 측정하기 위해 유량계(Kometer, KTP-500)를 에어레이터 전단에, 압력계 (Sensys, PSH model)를 분사기 전단에 설치하였다.
- 따라서 에어레이터는 총 160개의 홀을 갖는다. 에어레이터의 총 길이는 95 mm이며, 에어레이터 홀의 마지막 열은 에어레이터 출구에서 25 mm 떨어진 곳에 위치한다.
- 10에 각 조건별 액체 시트의 평균 분열 길이 및 표준변차를 나타내었다. 이를 위해 각 실험 조건마다 20장의 분무 이미지를 분석하였다. 안쪽 분사기에서 TR이 10%, 20%, 바깥쪽 분사기에서 TR 이 10%인 조건은 GLR 이 0.
데이터처리
- 본 연구에서는 매우 낮은 GLR 에서 기포유동을 형성시키는 것을 목표로 하였기 때문에, Eq. 8의 슬립비로 얻어지는 이상 유동 모델을 적용하여 결과를 분석하였다.
이론/모형
- 본 연구에서 사용된 분사기가 닫힘형 와류형 분사기이므로, 초기 액막 두께 0o) 는 Suyary 와 Lefebvre[25] 가 제시한 경험식(Eq. 13)을 이용하였다.
- 계산하였다. 이때 기포유동에서의 혼합물 밀도를 계산하기 위해 Chisholm[22] 이 제시한 이상유동 모델을 사용하였다. 계산된 분무 형상은 분무가 중공원추 형상으로 발달된 경우 실제 분무 이미지와 매우 일치하는 것을 확인할 수 있었다.
- 접선방향 속도는 각 운동량 보존에 의하여 wr = woro로 표현할 수 있으며, 출구 오리피스에서의 접선방향 속도는 Horvay 와 Leuckel[24] 이제 시한 경험식을 통해 계산할 수 있다.
성능/효과
- Chisholm[22]이 제안한 Eq. 8의 슬립 비로 구한 분사차압이 실험결과와 가장 정확하게 일치하는 결과를 얻었다. 본 연구에서는 매우 낮은 GLR 에서 기포유동을 형성시키는 것을 목표로 하였기 때문에, Eq.
- 이때 기포유동에서의 혼합물 밀도를 계산하기 위해 Chisholm[22] 이 제시한 이상유동 모델을 사용하였다. 계산된 분무 형상은 분무가 중공원추 형상으로 발달된 경우 실제 분무 이미지와 매우 일치하는 것을 확인할 수 있었다. 이를 통해 이상유동에서 TR 및 GLR 에 따른 분무형상 및 분무각의 변화를 해석적으로 예측할 수 있음을 알 수 있었다.
- 기체주입식 와류형 분사기에서 분열길이는 액체 질량유량과 GLR 이 증가함에 따라 감소하였다. 낮은 GLR에서는 GLR 증가에 따라 분열 길이 변화가 큰 반면, 일정 GLR 이상에서는 GLR 증가에 따른 분열길이 변화가 크지 않았다.
- 0%일 때 중공 원추 형상의 분무가 형성되지 않고 액체 시트끼리의 충돌에 의한 분열이 발생하여 결과에서 제외하였다. 동일한 GLR 조건에서는 액체 질량 유량이 증가함에 따라 분열길이가 감소하였으며, 액체 질량유량이 동일한 경우 GLR이 증가함에 따라 분열길이는 감소하였다. 낮은 GLR에서는 GLR 이 증가함에 따라 분열길이가 빠르게 감소하였지만 GLR 0.
- TR이 30%, 40%인 경우에는 실제 분무 이미지와 계산된 분무형 상이 매우 잘 일치한다. 또한 GLR이 증가함에 따라 분무가 조금씩 더 발달 혹은 확장되며 분열 길이가 짧아지는 것을 확인할 수 있다.
- 열적 평형 하에서 등온 기체유동과 단열 기체 유동을 가정하여 2가지 모델을 제시하였으며, 공급되는 기체와 액체의 압력차가 6 psi 내로 유지되어야 안정적인 분무가 가능하다고 보고하였다. 또한 기체주입을 통하여 미립화 성능이 개선되어, 추진제의 질량유량이 감소하여도 연소효율에는 영향을 주지 않는 것을 확인하였다. 이외 약간의 공개된 자료에서는 가변추력에 초점이 맞추어져 분무 특성에 관한 연구는 찾기가 어려운 상황이다 [7-11].
- 0%까지 변화시키며 실험을 진행하였다. 사용된 MFC가 제공할 수 있는 유량 범위 한계로 인하여 안쪽 분사기의 경우 TR 40%일 때 GLR이 1.0%, TR 50%일 때 GLR이 0.8, 0.9, 1%인 조건을 제외하였으며, 바깥쪽 분사기의 경우 TR 30%일 때 GLR이 1.0%, TR 40%일 때 GLR이 0.8, 0.9, 1.0%, TR 50%일 때 GLR이 0.6, 0.7 0.8, 0.9, 1.0%인 경우를 제외하였다. 자세한 실험조건은 Table 1에 정리하였다.
- 분무의 발달은 분무각 증가로 이어지게 된다. 안쪽 분사기 GLR 0.0%에서, TR 이 10%에서 20%로 증가할 때 분무 각의 증가가 TR 이 40%에서 50%로 증가할 때의 분무각 증가보다 더 컸다. 이처럼 와류형 분사기에서 분무가 중공원추 형상으로 발달되지않았을 경우 액체 유량이 증가함에 따라 분무 각이 크게 증가하지만, 분무가 중공원추 형상으로 발달하게 되면 액체 유량의 영향은 크게 줄고 분무 각은 거의 일정한 값으로 수렴하게 된다.
- 5%일 때, 시간 변화에 따른 분무 이미지를 나타내었다. 안쪽 분사기와 바깥쪽 분사기 모두 GLR 이 0.0%인 경우에는 안정적인 분무가 가능하지만, GLR이 0.5%로 증가하면 안쪽 분사기에서 분무 불안정이 나타났다. 이러한 분무 불안정은 불규칙하게 발생하였다.
- 계산된 분무 형상은 분무가 중공원추 형상으로 발달된 경우 실제 분무 이미지와 매우 일치하는 것을 확인할 수 있었다. 이를 통해 이상유동에서 TR 및 GLR 에 따른 분무형상 및 분무각의 변화를 해석적으로 예측할 수 있음을 알 수 있었다.
- Ghaffar 등[14] 은 기체주입식 와류형 분사기에서 분열길이 변화에 대한 연구를 수행하였다. 주입된 기체가 기포로 액체와 함께 분사됨으로써 기포 파열이 발생하고, 따라서 GLR(gas-liquid mass flow rate ratio) 이 증가할수록 분열길이가 감소하였다.
후속연구
- 하지만 이러한 분무 불안정은 에어레이터 설계에 영향을 받을 수 있다. 또한 실제 연소조건에서는 외부 압력이 대기압 보다 높기 때문에, 보다 정량적인 분석을 위해서는 다양한 기체주입 방법을 이용한 고압챔버에서의 분무실험이 추가적으로 필요하다.
- 불안정이 발생하였다. 향후 고압챔버에서의추가적인 실험을 통해 외부 압력의 영향을 살펴보아야 하겠지만, GLR을 증가하여 혼합물의 밀도를 낮추는 방법은 분무 불안정으로 인해 어느 한계를 갖게 될 것으로 예상된다.
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