(사)한국입자에어로졸학회
대기 고도에 따른 입자 포집용 관성 임팩터의 설계 및 포집효율 예측
김규호⋅육세진*⋅안강호 한양대학교 기계공학과
(2011년 12월 12일 투고, 2012년 1월 18일 수정, 2012년 1월 25일 게재확정)
Numerical Simulation of Impactor Collection Efficiency according to Altitude
Gyuho Kim, Se‐Jin Yook*, Kang‐Ho Ahn Department of Mechanical Engineering, Hanyang University
(Received 12 December 2011; Revised 18 January 2012; Accepted 25 January 2012)
Abstract
In this study, the collection efficiency of inertial impactors was numerically simulated by employing the statistical Lagrangian particle tracking(SLPT) model. The SLPT model was proven to be correct in predicting the impactor collection efficiency, when the numerically obtained collection efficiencies were compared with the experimental data of Marple et al.(1987) at normal pressure level and the experimental data of Marjamäki et al.(2000) at low pressure level. Based on the validation results, balloon‐borne impactors with the cut‐off sizes of 1 ㎛, 2.5 ㎛, and 10 ㎛ were designed. Then, the sampling flowrates of the inertial impactors, required to keep the cut‐off sizes constant at different pressures and temperatures, were estimated according to the altitude.
Keywords： Inertial impactor, Cut-off size, Collection efficiency, Stokes number, Altitude
* Corresponding author.
Tel：+82‐2‐2220‐0422, E‐mail：[email protected]
1. 서 론
대기 중에 존재하는 에어로졸 입자의 포집은 많 은 경우에 있어서 지표면 근방의 높이에서 이루어 진다. Park et al.(2006)은 건물 지붕에 샘플러를 설치 하고 에어로졸 입자를 포집하는 방법을 사용하였다.
이런 경우 샘플러 사용에 있어서 제약이 많이 따르 지 않지만, 지상에서 멀리 떨어지지 않은 높이 이내 에서만 입자 포집이 가능하기에 대기 고도 별 입자 의 분포를 예측하는 데에는 어려움이 있다. Schneider et al.(2006)은 비행기에 샘플러를 탑재하여 비행하며 대기 고도 별로 존재하는 입자를 포집하였다. 이처 럼 비행기를 이용하면 광범위한 측정이 가능하고, 적재 가능한 중량이 크다는 장점이 있다. 또한 측정 기기의 작동을 위한 주변 압력 및 온도 조절이 용이 하다. 하지만, 액체입자의 분쇄, 비행 속도에 따른 샘플링 오류, 고도제한이나 비행금지구역, 체공 시 간의 제약, 고도 별 연속측정 불가 등의 문제점이 따른다. 특히, 황사･안개･비 등의 기상 조건에 따라 서 비행기의 운행이 어려울 수 있다는 측면과 측정 을 위한 비용이 매우 비싸다는 점은 비행기를 이용 한 에어로졸 입자의 포집에 가장 큰 문제점으로 작 용하고 있다. 한편, Tobo et al.(2007)은 기구에 샘플 러를 탑재해 에어로졸 입자를 포집하는 방법을 채 택하였다. 기구를 이용하는 방법은 비행기에 탑재하 는 방법과 비교하여 측정에 있어서의 기상 조건에 따른 제약이 상대적으로 적고, 고도 별 연속측정이 용이하며, 측정시간 대와 관련된 제약이 적다. 또한, 상대적으로 적은 비용으로 실험이 가능하다는 장점 을 가지고 있다. 하지만, 적재중량의 한계와 측정기 기 작동을 위한 주변 압력 및 온도의 조절이 필요하 다는 단점을 가지고 있다.
관성임팩터(inertial impactor)는 에어로졸 입자의 포집을 목적으로 많이 사용된다. 관성임팩터는 에어 로졸의 가속을 위한 노즐과 노즐에서 조금 떨어진 곳에 위치한 충돌판(impaction plate)으로 구성되어 있어서 그 구조가 간단하여 소형화･경량화에 장점 이 있으므로, 기구에 탑재하여 고도 별로 대기 입자 를 포집하는 데 유리하다. 관성임팩터의 노즐에서 분사되는 에어로졸 유동은 충돌판에 의하여 곡선 형태의 유선을 보인다. 이때 곡선 형태의 유선을 따 라 움직이는 입자는 그 관성이 충분히 크면 유선에
서 벗어나 충돌판에 부딪히게 되어 포집된다. 관성 임팩터의 포집 특성을 설명하는 가장 중요한 무차 원 수는 Stokes 수이고 다음의 식으로 표현된다 (Hinds, 1999).
W
U C dp c
p
μ ρ Stk 9
2
= (1)
여기서 ρp는 입자의 밀도, dp은 입자의 직경, Cc는 미끄럼보정계수, W는 임팩터 노즐의 직경, U는 직 경이 W인 임팩터 노즐을 지나는 공기의 평균 유속, 그리고 μ는 공기의 점성계수이다.
지상으로부터의 고도가 높아질수록 대기의 압력 과 온도가 변하므로, 공기의 점성계수와 미끄럼보정 계수 등의 값이 달라지게 된다. 이는 식 1로부터 Stokes 수가 변할 수 있는 것을 의미하고, 그에 따라 서 임팩터의 포집효율(collection efficiency)이 변할 수 있게 된다. 대기 고도 별로 존재하는 에어로졸 입자의 크기 분포의 비교를 위해서는 임팩터의 포 집효율을 일정하게 유지시키는 것이 필요하다. 따라 서 본 연구에서는, 관성임팩터의 포집효율을 정확히 예측할 수 있는 수치해석 모델을 개발하고, 고도 별 대기 에어로졸 입자의 포집에 많은 장점을 가진 기 구 탑재 방식을 채택하는 것을 가정하여 고도 별로 대기의 압력과 온도가 변하는 환경에서 관성임팩터 의 포집효율을 예측하고자 한다.
2. 수치해석 모델
2.1 유동 해석
단일 원형 노즐 임팩터에서의 유동을 해석하기 위한 계산 영역을 그림 1에 나타내었다. 노즐의 직 경은 W, 노즐 목의 길이는 L, 노즐과 충돌판 사이의 거리는 S, 충돌판의 직경은 D로 나타내었다. 그림 1 에서 Pin은 임팩터 입구에서의 압력, Pout은 임팩터 출구에서의 압력, Pp는 충돌판 근방에서의 압력, Qa
는 임팩터 입구에서 흡입되는 공기의 체적 유량, Uin
은 임팩터 입구에서 유입되는 공기의 평균 유속을 나타낸다. 유동 시뮬레이션을 위하여 상용 CFD 코 드인 FLUENT를 사용하였다. 임팩터의 원형 단면을 고려하여 2차원 축대칭 모델을 가정하였다. Double precision solver 및 SIMPLE 알고리즘을 사용하였다.
Fig. 1. Schematic of the calculation domain and boundary conditions.
연속방정식, 운동량방정식 및 에너지방정식의 수렴 조건은 10‐6으로 하였다. 임팩터에서의 유동은 정상 상태, 비압축성, 층류인 것으로 가정하였다. 유동 해 석을 위한 경계조건은 임팩터의 입구에서 velocity inlet, 임팩터의 출구에서 pressure outlet, 충돌판 및 외벽에 대하여 wall로 설정하였다. 유동 해석에 사용 된 격자의 수는 약 45,000개이다.
2.2 임팩터 포집효율 계산
유동 해석이 끝난 후, FLUENT에 포함되어 있는 입자 거동 해석 기능을 가진 discrete phase models (DPM)을 사용하여 임팩터 내부에서의 입자의 궤적 을 추적하였다. 여기서 DPM은 Lagrange적 해석 관 점을 기반으로 한다. 유동을 따라 운동하는 입자가 충돌판에 부딪히면 100% 포집된다고 가정하였고, 입자가 충돌판에 충돌된 후 bounce되어 재비산되는 효과는 고려하지 않았다. 입자의 거동에 영향을 미 치는 요소로써 브라운 확산, 중력 및 항력의 영향을
고려하였고, 미끄럼보정을 실시하였다. 미끄럼보정 계수(Cc)는 Kim et al.(2005)이 제안한 다음의 식을 이용하였다.
CC=1+Kn[1.165+0.483exp(−0.997/Kn)] (2) 여기서 Kn(=2λ/dp)은 Knudsen 수, λ는 공기의 평균 자유행정(mean free path)이다. 평균자유행정은 압력 과 온도를 고려하여 다음의 식으로 계산하였다.
⎟⎠
⎜ ⎞
⎝
⎛ +
⎟ +
⎠
⎜ ⎞
⎝
⎟⎟⎛
⎠
⎜⎜ ⎞
⎝
= ⎛
T T P
P T T
/ 4 . 110 1
/ 4 . 110
1 0
0 0
λ0
λ (3)
여기서 T0=296.15 K, P0=101.3 kPa, λ0=67.3 ㎚, T는 주변 대기온도, P는 주변 대기압이다. 공기의 점성 계수(μ)는 다음의 식을 사용하여 계산하였다.
⎟⎠
⎜ ⎞
⎝
⎛ +
⋅ +
⎟⎟⎠
⎜⎜ ⎞
⎝
= ⎛
4 . 110
4 .
0 110
5 . 1
0
0 T
T T μ T
μ (4)
여기서 μ0=1.83245×10‐4 g/cm∙s, T0= 296.15 K, T는 절대온도이다.
본 연구에서는 관성임팩터의 포집효율을 예측하 기 위해서 statistical Lagrangian particle tracking (SLPT) 모델(Yook et al., 2007; Kim and Yook, 2011) 을 적용하였고, SLPT 모델을 설명하기 위한 개략도 를 그림 2에 나타내었다. 2차원 축대칭 모델을 가정 하여 시뮬레이션을 실시하였기 때문에 임팩터 입구 에서 유입된 입자의 개수와 충돌판에 포집된 입자 의 개수의 단순 비교로는 정확한 포집효율을 구하 기 어렵다. 그림 2a는 임팩터 입구의 단면 형상을 나 타내고 있는데, 여기서 보이는 것처럼 반지름이 Rin
인 임팩터 입구의 2차원 평면상에서 임팩터로 유입 되는 입자들에 대하여 중심축으로부터 반지름 방향 으로 위치한 거리(ri)에 따라 각각의 입자가 대표하 는 환형의 유입 면적을 고려하여야 한다. 한편, 그림 2b에서 보이듯이 임팩터의 입구에서 0.1 ㎜ 떨어진 위치에서 동일한 크기의 입자 n개를 일정한 입자간 격(Δr)으로 유입한다. 이 때 입자의 초기 속도는 임 팩터 입구에서의 유동의 속도인 Uin과 같도록 설정 하였다. 유입되는 입자 간의 거리 Δr은
Δ = −1 n r Rin
(5) 이고 등간격이다. 이 때 i번째에 해당하는 입자의 위
Fig. 2. Schematic of the statistical Lagrangian particle tracking(SLPT) model for simulating the im- pactor collection efficiency.
치 ri는 다음과 같다.
ri=(i−1)Δr (6) DPM을 사용하여 임팩터로 유입된 n개의 입자의 궤적이 계산되고, 각각의 입자가 충돌판에 포집되는 지의 여부가 결정된다. 그림 2a에 예시한 바와 같이, 속이 검은 점(●)으로 표시된 입자는 충돌판에 포집 된 것을 의미하고 속이 하얀 점(○)으로 표현된 입 자는 포집되지 않은 것을 나타낸다. 즉, 시뮬레이션 결과로부터 입자가 충돌판에 포집되면 fi=1로, 포집 되지 않으면 fi=0으로 기록된다. 임팩터로 유입되는 에어로졸 입자의 수농도는 균일하며 임팩터 입구에 서의 공기의 유속 분포가 Uin으로 일정한 plug‐flow 를 가정하면, i번째 입자는 반지름이 ri이고 폭이 Δr 인 환형의 단면적을 통과하여 유입되는 모든 입자 들을 대표하게 된다. 다시 말하면, 환형 단면적을 통 과하여 유입되는 입자의 수는 같은 환형 단면적을
지나는 공기의 유량과 비례하는 관계를 가지게 된 다. 그러므로, 충돌판에 포집되는 입자의 개수 Nde
는, DPM을 사용하여 시뮬레이션된 n개의 입자들 중 충돌판에 포집된 입자들에 해당하는 각각의 입자가 대표하는 환형 단면적을 통과하는 유량의 합과 비 례한다. 즉,
∫ ∫ ∫= ∑
=
Δ
≈
=
=
∝ in
i R r
n
i i i in i i i in i in i i i
de fdQ fU dA U frdr U r fr
N 0
1
2
2π π
(7) 마찬가지로, 임팩터로 유입되는 입자의 총 개수 Nin
은 유입구를 통과하는 전체 에어로졸의 유량과 비 례하며 다음의 식으로 표현된다.
Nin∝Qa=πRin2Uin (8) 임팩터의 포집효율은 SLPT 모델을 적용하여 다음의 식을 사용하여 예측될 수 있다.
∑
=
= Δ
= n
i i i in in de
c fr
R r N N
1 2
η 2
(9)
한편, 브라운 확산에 의한 입자 거동의 임의성을 고 려하여 각 입자 크기마다 5번씩 SLPT 모델 계산을 수행하여 포집효율의 평균값을 계산하였다.
3. 결 과
3.1 모델 검증
상압에서 실험한 Marple et al.(1987)의 실험 데이 터와 본 연구의 시뮬레이션 결과를 비교하였다. 표 1은 Marple et al.(1987)이 사용한 임팩터의 치수 및 작동 조건을 나타낸다. 노즐목의 길이 및 충돌판의 지름은 Marple et al.(1987)에 명시되어 있지 않아서, 본 연구에서는 표 1에 보이는 바와 같이 L과 D의 적 절한 값을 가정하였다. PM2.5 임팩터는 노즐 직경 W=2.44 ㎜, 노즐과 충돌판 사이의 거리 S=4.88 ㎜, 노즐 목의 길이 L=4.88 ㎜, 충돌판의 직경 D=14.64
㎜, 그리고 유량 Qa=4 L/min이다. 또한, PM10 임팩 터는 W=6.20 ㎜, S=5.33 ㎜, L=6.20 ㎜, D=14.64 ㎜, 그리고 Qa=4 L/min이다. 이로부터 유동은 층류이다.
입사한 입자의 수는 n=500으로 결정하였다. 공기역 학적 직경(aerodynamic diameter)의 비교를 위해 시뮬 레이션에서 사용한 입자의 밀도는 ρp=1 g/cm3으로
Parameter PM2.5 Stage PM10 Stage W (㎜)
S (㎜) L (㎜) D (㎜) Qa(L/min)
2.44 4.88 4.88 14.64
4
6.20 5.33 6.20 14.64
4
Table 1. Dimensions and flow rate of the impactor of Marple et al.(1987), operated at normal pressure and room temperature.
Altitude (㎞) T (℃) P (N/㎡(abs)) g (m/s2) ρ (㎏/㎥) μ (N･s/m2) 0
1 2 3 4 5 6 7 8
15.00 8.50 2.00
‐4.49
‐10.98
‐17.47
‐23.96
‐30.45
‐36.94
1.013E+5 8.988E+4 7.950E+4 7.012E+4 6.166E+4 5.405E+4 4.722E+4 4.111E+4 3.565E+4
9.807 9.804 9.801 9.797 9.794 9.791 9.788 9.785 9.782
1.225E+0 1.112E+0 1.007E+0 9.093E‐1 8.194E‐1 7.364E‐1 6.601E‐1 5.900E‐1 5.258E‐1
1.789E‐5 1.758E‐5 1.726E‐5 1.694E‐5 1.661E‐5 1.628E‐5 1.595E‐5 1.561E‐5 1.527E‐5 Table 2. U.S. standard atmospheric air properties, where T is temperature, P is pressure, g is gravitational
acceleration, ρ is density of air, and μ is viscosity of air.
Fig. 3. Comparison of the impactor collection efficiency between the present simulation results and the experimental data of Marple et al.(1987), for the impactor operated at normal pressure level.
가정하였다. 유동해석을 위하여 온도는 T=20°C로 일정하며, 임팩터 출구에서의 압력은 Pout=101.3 kPa 인 것으로 가정하였다. 유동해석 결과로부터 임팩터 의 입구에서의 압력 Pin과 출구에서의 압력 Pout의 차 이가 대략 0.21 kPa 이하로 충분히 작은 것으로 나 타났기 때문에, 식 2와 식 4에서 미끄럼보정계수와 공기점성계수는 압력 Pin≈Pout=101.3 kPa로 가정하 여 계산하였다. 그림 3은 Marple et al.(1987)의 실험 데이터와 본 연구의 시뮬레이션 결과를 비교한 그 래프이다. 시뮬레이션 결과로부터 임팩터의 절단직 경(cut‐off size)은 각각 dp50=2.43 ㎛ 및 dp50=9.80 ㎛로 예측되었고, 이는 실험 결과와 아주 잘 일치함을 볼 수 있다. 또한, 전체적인 효율곡선 모양도 실험 데이 터와 잘 일치하므로 상압에서의 수치해석을 통한 임팩터 포집효율의 예측이 정확한 것으로 나타났다.
한편, 저압에서의 임팩터 포집효율 예측에 관해서 는 Marjamäki et al.(2000)의 low‐pressure 임팩터 포집 효율을 측정한 실험값과 비교하였다. 대류권의 높이 는 위도에 따라 약 8 ㎞ ~ 15 ㎞로 나타난다. 표 2는
미국 표준 대기표를 나타내고 있으며(Munson et al., 2005), 8 ㎞ 고도에서의 압력이 35.65 kPa이다. 이는 Marjamäki et al.(2000)이 사용한 임팩터의 Stage‐3 출
Parameter PM1 Impactor PM2.5 Impactor PM10 Impactor W (㎜)
S (㎜) L (㎜) D (㎜)
0.906 0.906 0.906 3.624
1.61 3.22 3.22 6.44
4.4 8.8 8.8 17.6 Table 3. Dimensions of the balloon‐borne inertial impactors, designed in the present study.
Fig. 4. Comparison of the impactor collection efficiency between the present simulation result and the experimental data of Marjamäki et al.(2000), for the impactor operated at low pressure level.
구에서의 압력인 37.6 kPa과 유사한 압력이므로, 해 당 조건에서의 임팩터 포집효율을 시뮬레이션 하였 다. 즉, W=0.3 ㎜, S=0.9 ㎜, L=0.7 ㎜로 설정하였고, 충돌판 직경은 D=1.5 ㎜로 가정하였다. Marjamäki et al.(2000)의 결과로부터, 직경이 W인 노즐을 통과하 는 공기의 유속은 U=260 m/s이며 Stage‐3 출구에서 의 압력은 Pout=37.6 kPa로 설정하였다. 온도는 T=20°C이고 유동은 층류인 것으로 가정하여 시뮬레 이션 하였다. 한편, 충돌판 위에서의 압력 Pp는 임팩 터 입구에서의 압력 Pin과의 차이가 크지 않으므로 (Flagan, 1982), Stage‐3 이전에서의 Marjamäki et al.(2000)이 측정한 압력인 66.8 kPa에 대하여 미끄럼 보정계수 Cc의 값을 계산하여 DPM 시뮬레이션을 수행하였다. 공기역학적 직경의 비교를 위해 시뮬레 이션에서 사용한 입자의 밀도는 ρp=1 g/cm3으로 설 정하였다. 그림 4는 Marjamäki et al.(2000)의 Stage‐3 에 대한 포집효율 실험 데이터와 본 연구의 시뮬레 이션 결과를 비교한 것이다. 50%의 포집효율에 해 당하는 절단직경(dp50)이 매우 잘 일치하며, 포집효율
곡선의 모양도 유사하게 나타났다. 이상의 결과로부 터 본 연구의 수치해석 모델의 예측성이 우수한 것 으로 나타났다.
3.2 기구 탑재용 소형 임팩터 설계
기구에 샘플러를 탑재하는 방식은 적재 가능한 중량에 한계가 있기 때문에 샘플러의 소형화 및 경 량화가 필요하므로, 표 3에 나타낸 것처럼 적은 유 량으로 작동하는 임팩터를 설계하였다. 이와 같은 PM1, PM2.5, 그리고 PM10 임팩터의 치수는 상온･
상압 조건에서 유량이 Qa=1 L/min이 되도록 설정하 였고, 이 때 Reynolds 수는 모두 층류 유동을 만족하 도록 하였다. 즉, 절단직경이 dp50=1 ㎛인 임팩터는 W=0.906 ㎜, S=0.906 ㎜, L=0.906 ㎜, D=3.624 ㎜로, dp50=2.5 ㎛인 임팩터는 W=1.61 ㎜, S=3.22 ㎜, L=3.22 ㎜, D=6.44 ㎜로, dp50=10 ㎛인 임팩터는 W=4.4 ㎜, S=8.8 ㎜, L=8.8 ㎜, D=17.6 ㎜로 설계하였 다.
한편, 50%의 포집효율을 보이는 절단직경 dp50에 해당하는 Stokes 수 Stk50은 다음과 같이 정의된다.
W
U C dp c p
μ ρ Stk 9 50
2 50 50=
(10) 여기서 Cc50은 절단직경에 대한 미끄럼계수이다. 고 도가 변해도 임팩터의 절단직경이 일정하게 유지되 도록 하기 위해서는 다음의 식이 성립해야 한다.
2 / 1
, 50
50 2
/ 1
50 50 50
Stk Stk 9
9 ⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ ⋅
⎟ =
⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ ⋅
=
gl gl c p
gl c
p
p C U
W U
C d W
ρ μ ρ
μ
(11) 여기서 하첨자 ‘gl’은 지상(ground level)에서의 값 을 의미한다. 원형 노즐 임팩터의 설계 시 (Stk50)1/2=0.49로 설정된다(Hinds, 1999). 공기역학적 직경을 사용하면 ρp=1 g/cm3으로 고정된다. 임팩 터의 형상은 변하지 않으므로 W는 일정하다. 목표
Fig. 5. Required sampling flowrate according to altitude, in reference to the sampling flowrate at the ground level, predicted by Eq. 12.
Fig. 6. Variation of slip correction factor according to altitude.
Fig. 7. Collection efficiencies simulated by applying the sampling flowrate predicted by Eq. 12 at different altitudes. (a) 0 ㎞, (b) 4 ㎞, (c) 8 ㎞.
로 하는 절단직경은 dp50=1 ㎛, 2.5 ㎛, 또는 10 ㎛로 써 고도가 변해도 항상 일정하게 유지되어야 한다.
한편, 체적유량(Qa)은 노즐을 지나는 공기의 평균유 속(U)과 비례한다. 따라서, 임의의 고도에서 PM1, PM2.5, 그리고 PM10 임팩터의 절단직경을 일정하게 유지하기 위한 유량은 다음과 같이 예측될 수 있다.
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
⎟⎟⎠
⎜⎜ ⎞
⎝
= ⎛
gl c
gl c gl a
a C
Q C
Q μ
μ
50 , 50
, (12)
식 12를 사용하여 예측한 고도에 따른 임팩터 유 량(Qa)과 지상에서의 임팩터 유량(Qa,gl)의 비를 그림 5에 나타내었다. 이 때, 공기의 물성치는 표 2의 미 국 표준 대기표의 값을 사용하였다. 그림 5에서 보 이듯이, 고도가 높아질수록 필요한 유량이 감소하였 으며, 절단직경이 작은 임팩터일수록 고도에 따른 유량의 변화가 커지는 것으로 나타났다. 특히, PM1 임팩터의 경우에 있어서 필요한 유량의 변화가 가
장 큰 것으로 나타났는데, 이는 대기의 압력이 낮아 질수록 sub‐㎛ 크기 입자의 관성이 점점 커지는 것 에 기인한다. 한편, 그림 5의 유량 변화가 비선형적 으로 변하는 이유는, 그림 6에 나타낸 바와 같이 고 도에 따른 미끄럼보정계수가 비선형적으로 변하는 것과 관련이 있다.
식 12를 사용하여 예측된 유량을 표 3에서와 같이 설계된 임팩터에 적용하여 고도에 따른 임팩터 효 율을 시뮬레이션 하였다. 그림 7a는 지상에서, 7b와 7c는 각각 4 ㎞와 8 ㎞ 고도에서의 임팩터 포집효율 곡선을 나타낸다. 식 12에 의해 예측된 유량을 적용 하였을 경우, 지상으로부터의 고도가 변해도 절단직 경이 일정하게 유지되는 것으로 예측되었다.
4. 결 론
본 연구에서는 다양한 압력과 온도 조건에서 관
성임팩터의 포집효율을 예측할 수 있는 시뮬레이션 모델을 개발하였다. 본 연구의 시뮬레이션 결과를 Marple et al.(1987)의 상압에서의 임팩터 포집효율 실험 결과 및 Marjamäki et al.(2000)의 저압에서의 임팩터 포집효율 실험 데이터와 비교하였을 때, 시 뮬레이션의 예측이 정확한 것으로 나타났다. 이러한 검증 결과를 바탕으로 하여 기구에 탑재할 수 있는 적은 유량을 가진 소형의 관성임팩터를 설계하였다.
임의의 고도에서도 임팩터의 절단직경은 1 ㎛, 2.5
㎛, 또는 10 ㎛로 일정하게 유지되도록 하기 위한 유량을 식 12를 사용하여 예측하였다. 식 12에 의해 예측된 유량을 설계된 임팩터에 적용하여 고도가 0
㎞, 4 ㎞, 그리고 8 ㎞ 지점에서의 임팩터 효율곡선 을 시뮬레이션하여 구한 결과, 고도가 변해도 절단 직경이 일정하게 유지되는 것으로 나타났다.
감사의 글
본 연구는 환경부 “차세대 에코이노베이션기술개 발사업”으로 지원받은 과제임.
참 고 문 헌
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