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가설 설정
- 가스 측면 벽면 재질은 내벽면 SUS 630, 외벽 면 SUS 304를 사용하였다. 벽면에서의 강제대류 해석을 위해서 열전달해석 모델을 가정하게 된다. 가스 측면 벽면 근처에서는 Prism Layer를 구성해 Fine한 격자로 계산을 하였고 열발생이 크지 않은 외벽면은 Coarse한 격자와 Wall Function을 도입해서 계산을 수행함으로써 계산 시간을 최소화하였다.
- 열응력 해석 시 연소기 노즐에 부착된 구조물과의 연결부의 축방향 변위를(Z4=0) 고정하였다. 초기 온도 25℃를 가정하였고, 열팽창 계수, 탄성 계수 및 항복응력 등의 재료 물성의 온도 의존성을 고려하였다. 그림 13에서는 온도의 증가에 따른 재질의 항복 응력이 감소하는 열연화 현상을 도시하였다.
제안 방법
- 벽면에서의 강제대류 해석을 위해서 열전달해석 모델을 가정하게 된다. 가스 측면 벽면 근처에서는 Prism Layer를 구성해 Fine한 격자로 계산을 하였고 열발생이 크지 않은 외벽면은 Coarse한 격자와 Wall Function을 도입해서 계산을 수행함으로써 계산 시간을 최소화하였다. 유동 계산을 수행한 후 벽면 열전달 계수 값을 격자로 부터의 무차원 거리인 Y+값이 30이 되는 위치에서의 열전달 계수 값으로 환산하여 실제 열전달 현상을 모사하였다.
- 그림 1은 수냉식 연소기 노즐의 3차원 해석모델을 보여주고 있으며, 일차원 열해석 결과를 통해 연소기 노즐의 벽면 두께, 냉각수 유량, 채널 구조 등을 결정하였다.
- IQkg/s을 균일하게 공급하였다. 냉각수의 흐름 방향은 연소가스 흐름방향의 역방향으로 하였고, 냉각수 입출구 포트는 냉각수가 균일하게 공급되도록 원주방향 45도 간격으로 각각 8개씩 배치하였다. 또한 노즐 내벽면과 외벽면 사이의 채널을 제거함으로써 압력 손실을 최소화하였으며 축방향 흐름 구조로 온도 구배로 인한 열응력 발생을 최소화하도록 형상 설계하였다.
- 노즐 측면 벽의 주위에서 온도가 가장 높으며, 온도 구배도 급격하게 증가함을 확인할 수 있다. 노즐 벽면의 각 절점의 시간에 따른 온도 이력 결과를 열응력 해석영역에 Mapping하여 열응력 해석을 수행하였다. 열응력 해석에 추가하여 냉각수측면 벽에 냉각수 압력을 고려하였고, 가스 측면 벽에 해석 결과로서 연소기 노즐 내부 압력 변화 곡선을 적용하였다.
- 냉각수의 흐름 방향은 연소가스 흐름방향의 역방향으로 하였고, 냉각수 입출구 포트는 냉각수가 균일하게 공급되도록 원주방향 45도 간격으로 각각 8개씩 배치하였다. 또한 노즐 내벽면과 외벽면 사이의 채널을 제거함으로써 압력 손실을 최소화하였으며 축방향 흐름 구조로 온도 구배로 인한 열응력 발생을 최소화하도록 형상 설계하였다.
- 온도장을 얻기 위해 유동 해석을 통해 얻어진 강제 대류의 영향이 고려된 대류 열전달 계수, 노즐 내벽 온도를 이용하여 비정상 과도 열해석을 수행하였다. 비정상 과도 열해석 시 온도가 정상상태에 도달하면 해석을 종료하도록 하여 해석 시간을 단축하였다. 해석에 사용된 정상상태의 도달 판단 기준으로 온도변화율 (Temperature change rate) 1.
- 연소가스영역은 강제대류 조건으로 내부 노즐 연소 유동장을 해석하였고, 냉각수 열전달 해석과 동시에 해석하였다. 외벽면 밖의 대기 영역은 자연대류 조건으로 300K, 5W/n?K을 적용하였다.
- 열응력 해석에 추가하여 냉각수측면 벽에 냉각수 압력을 고려하였고, 가스 측면 벽에 해석 결과로서 연소기 노즐 내부 압력 변화 곡선을 적용하였다. 열응력 해석 시 연소기 노즐에 부착된 구조물과의 연결부의 축방향 변위를(Z4=0) 고정하였다. 초기 온도 25℃를 가정하였고, 열팽창 계수, 탄성 계수 및 항복응력 등의 재료 물성의 온도 의존성을 고려하였다.
- 노즐 벽면의 각 절점의 시간에 따른 온도 이력 결과를 열응력 해석영역에 Mapping하여 열응력 해석을 수행하였다. 열응력 해석에 추가하여 냉각수측면 벽에 냉각수 압력을 고려하였고, 가스 측면 벽에 해석 결과로서 연소기 노즐 내부 압력 변화 곡선을 적용하였다. 열응력 해석 시 연소기 노즐에 부착된 구조물과의 연결부의 축방향 변위를(Z4=0) 고정하였다.
- 해석이 선행되어야 한다. 온도장을 얻기 위해 유동 해석을 통해 얻어진 강제 대류의 영향이 고려된 대류 열전달 계수, 노즐 내벽 온도를 이용하여 비정상 과도 열해석을 수행하였다. 비정상 과도 열해석 시 온도가 정상상태에 도달하면 해석을 종료하도록 하여 해석 시간을 단축하였다.
- 가스 측면 벽면 근처에서는 Prism Layer를 구성해 Fine한 격자로 계산을 하였고 열발생이 크지 않은 외벽면은 Coarse한 격자와 Wall Function을 도입해서 계산을 수행함으로써 계산 시간을 최소화하였다. 유동 계산을 수행한 후 벽면 열전달 계수 값을 격자로 부터의 무차원 거리인 Y+값이 30이 되는 위치에서의 열전달 계수 값으로 환산하여 실제 열전달 현상을 모사하였다.
- 이것은 제작상에서의 난해한 공정인 접합공정을 단순화할 수 있게 되어, 제작단가를 크게 절감할 수 있다. 이렇게 제작 형상을 단순화시키며 수냉식에 의한 열전달 효과를 극대화시켜 연소기 노즐의 열및 구조적 안정성이 확보된 설계를 하였다.
- 구하였다. 이를 통하여 냉각수 유동과 연소 가스 유동의 복합유동장 계산을 위한 연소실 입구 경계 조건을 구하였다. 연소기 노즐 내부에서는 화학적 동결 유동 조건으로 연소가스 영역을 계산하고 냉각 채널에서의 열전달 계산을 동시에 해석함으로써 해석 가정을 최소화할 수 있었다.
- 이상의 열구조해석을 통하여 연소기 노즐의 구조적 안정성을 검증하였다.
대상 데이터
- 외벽면 밖의 대기 영역은 자연대류 조건으로 300K, 5W/n?K을 적용하였다. 가스 측면 벽면 재질은 내벽면 SUS 630, 외벽 면 SUS 304를 사용하였다. 벽면에서의 강제대류 해석을 위해서 열전달해석 모델을 가정하게 된다.
- 구성하는 것에서 시작하였다. 본 연구에서 연소실 압력이 6bar, 연소가스의 온도가 2500K 이하인 연소기를 모델로 하였다. 연소기의 내부직경은 약 330mm로 설정하였으며, 이때 냉각 채널에서의 내벽 온도구배는 크지 않다.
- 열응력 해석 시 사용요소는 축대칭 2차원 Solid Element 중 비틀림에 대한 자유도 50) 는 고려하지 않고 1, 2(0, 久) 만을 고려하는 CAX3, CAX4를 사용하였다. 해석 후 변형량을 그림 14에 도시하였다.
- 0E-02[℃/sec]< 적용하였다. 해석시 축대칭을 가정하고 축대칭 2차원 Solid Element 중 Diffusive heat transfer 해석이 가능한 DCAX3와 DCAX4 요소를 사용하였다. 이 요소의 자유도는 1, 2, 11 (Ur, Uz, temperature) 이 匸+.
이론/모형
- 그림 2는 복합유동장 해석을 위한 격자 구조를 보여주고 있다. 냉각수 영역의 아음속과 연소가스 영역의 초음속 영역을 동시에 해석하기 위해서 비정상 3차원 압축성 및 비압축성 Navier-Stokes 방정식을 지배 방정식으로 사용하게 되며 격자수는 270만 셀이 사용되었다. 수치 해법에서 공간차분은 Node Base의 유한체적법미을 적용하였으며, 난류 모델은 Standard K-e모델을 사용하였다.
- 냉각수 영역의 아음속과 연소가스 영역의 초음속 영역을 동시에 해석하기 위해서 비정상 3차원 압축성 및 비압축성 Navier-Stokes 방정식을 지배 방정식으로 사용하게 되며 격자수는 270만 셀이 사용되었다. 수치 해법에서 공간차분은 Node Base의 유한체적법미을 적용하였으며, 난류 모델은 Standard K-e모델을 사용하였다.
- 연소가스의 단열 화염 온도 및 물성치 (분자량, 비열비, 점성계수 등)는 NASA CEA2 Code「기를 이용하여 구하였다. 이를 통하여 냉각수 유동과 연소 가스 유동의 복합유동장 계산을 위한 연소실 입구 경계 조건을 구하였다.
성능/효과
- 가스 측면 벽면 온도는 최종안의 경우 국부적으로 573K 까지 상승하나 열적으로 안정하며, 내부 채널에 Rib이 없으므로 압력 손실은 4.7Bar 로서 비교적 크지 않음을 확인하였다.
- 그림 6에서는 냉각 포트 사-이에서의 냉각수 측면의 벽면 열전달 계수 분포를 보여주고 있다. 노즐 출구단, 즉 냉각수 입구 포트에서의 분출된 냉각수가 벽면에 충돌후 축 방향으로 흐름이 형성됨에 따라 초기 냉각수 입구 영역에서의 열전달 계수가 상승하고 유로 면적이 감소하게 되는 노즐 목으로 진행함에 따라 다시 상승하게 됨을 확인할 수 있다. 이러한 강제 대류에 의한 열전달 계수값은 냉각수 유속과 밀접한 관련이 있기 때문에 적절한 냉각을 위한 냉각 채널의 단면적을 고려해야 한다.
- 3MPa。] 발생하였다. 이 응력 값은 SUS630재질 항복응력이하의 값으로 구조적인 문제 발생 가능성은 없을 것으로 판단하였다.
- 차이를 보여주고 있다. 전압력 손실은 약 4.7Bar로서 일반적인 연소기에서 사용되고 있는 Rib 형태의 냉각 채널의 압력 손실囹보다 작음을 확인할 수 있었다.
- 냉각수로는 열변형에 의해 입구단에서 좁아지며, 출구단에서는 확대된다. 해석을 통하여 축방향 변위보다는 반경 방향 변위가 지배적임을 확인하였다. 그림 15에 연소기 노즐의 열응력을 도시하였다.
후속연구
- 이와 같은 열구조 해석 결과를 근거로 연소기는 구조적 안전성을 확보한 것으로 판단하였다. 추후 열응력이외에 내벽과 외벽의 용접부를 고려한 해석을 수행하여 해석 결과의 정확도를 높일 계획이다.
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