A Study on Dynamic Characteristics of Gas Centered Swirl Coaxial Injector Varying Tangential Inlet Diameter with Liquid Pulsation

기체 중심 동축형 분사기의 접선방향 유입구 지름 변화에 따른 액체 가진 연구

오석일

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A Study on Dynamic Characteristics of Gas Centered Swirl Coaxial Injector Varying Tangential Inlet Diameter with Liquid Pulsation

Sukil Oh, Gujeong Park, Seongju Kim, Hyeongwon Lee, Youngbin Yoon and Jeong-Yeol Choi

Key Words: Liquid rocket engine(액체로켓엔진), Gas centered swirl coaxial injector(기체 중심 스월 동축형 분사기), Dynamic characteristics(동특성), Liquid pulsation(액체 가진)

Abstract

It is important to study on the combustion instability to develop liquid rocket engines for preventing lower combustion effi- ciency and destruction of combustion chamber. There are many researches on simplex injector with liquid pulsation to solve this problem. In real rocket engine system, however, they use coaxial injectors. Therefore, research on coaxial injector with liquid pulsation is essential. In this study, we investigate dynamic characteristics of gas centered swirl coaxial injector varying tangential inlet diameter. A mechanical pulsator was used to generate an excitation in the liquid flow, and the response char- acteristics of the injector were confirmed. As tangential inlet diameter increased, mass flow rates increased and spray angle decreased. As tangential inlet diamter decreased, gain decreased because the pressure fluctuation in the injector manifold rarely passed through the inlet. Additionally, it was confirmed that a sufficiently small tangential inlet served as a damper.

기호설명

t’ : 액막두께 섭동 : 평균 액막두께 p' : 매니폴드 압력 섭동

: 평균 매니폴드 압력 A : 분사기 특성 계수

Rin : 분사기 오리피스 중심에서 접선방향 유입구 중

심까지 거리

Rn : 분사기 오리피스 반지름 n : 접선방향 유입구 개수

Rinlet: 접선방향 유입구 반지름

Q : 유량

1. 서 론

액체 로켓엔진에서 연소효율과 연소불안정에 대한 연 구는 매우 중요하다. 로켓엔진에서 연소실 내의 연소과 정은 완전히 안정하다고는 할 수 없으며, 연소에 의한 압력 교란은 존재한다. 로켓엔진에서 연소불안정 현상 은 압력 교란의 크기가 5% 이상이며 주기적으로 나타 나는 것을 의미한다⁽¹⁾. 연소불안정 현상은 연소실 내의

T

P

(Recieved: 27 Jan 2017, Recieved in revised form: 7 Mar 2017, Accepted: 8 Mar 2017)

*

서울대학교 기계항공공학부

**

부산대학교 항공우주공학부

†

교신저자, 회원, 서울대학교 항공우주신기술연구소(IAAT)

E-mail : [email protected]

TEL : (02)880-1904 FAX : (02)887-2662

연소에 의해 발생한 열 방출과 음향학적 파동, 그리고 추진제 공급시템의 유동이 커플링되어 발생한다. 이러한 연소불안정 현상은 연소 효율을 감소시킬 뿐만 아니라 심 하게 발생한 경우에는 연소실의 손상으로까지 이어지게 된다. 이러한 연소불안정 현상을 해결하기 위해 baffle, cavity 등의 다양한 방법들이 사용되었다⁽²⁾.

연소불안정 현상을 야기하는 원인 중 하나는 추진제 의 유량섭동이다. Bazarov는 로켓엔진에서의 섭동의 흐 름을 Fig. 1과 같이 도식화하였다⁽³⁾. 추진제의 유동은 연 소실 내의 연소에 의한 압력섭동에 의해 교란된다. 이는 고압터빈을 지나며 발생하는 유량섭동과 추진제 공급시 스템의 형상으로 인한 압력섭동에 의한 교란과 중첩되 어 연소실의 압력섭동에 영향을 미치며, 그 영향이 다시 추진제의 유량섭동으로 되돌아오는 피드백이 계속된다.

따라서 이러한 과정의 중간에 위치하고 있는 분사기의 설 계를 통한 연소불안정 억제는 섭동을 줄이는데 중요하다.

이러한 연소불안정을 억제하기 위한 분사기 연구는 비교

적 최근에 시작되었다.

Bazarov 와 Yang 은 연소 챔버와 공급시스템 사이에서 일어나는 섭동의 흐름을 도식화하였고 실험적으로 단일 분사기의 동특성을 연구하였다⁽⁴⁾. Ahn 등은 closed-type 단 일 스월 분사기에서 메카니컬 펄세이터를 사용하여 액체 가진에 의한 동특성에 대한 실험적 연구를 수행하여 분무 표면과 스월 챔버 내의 air core의 떨림을 관찰하였다⁽⁵⁾.

Fu 등은 open-type 단일 스월 분사기에서 기하학적 형 상을 변화하며 액체 가진에 의한 동특성을 연구하여 섭 동 크기에 대한 기하학적 특성 변수와 노즐 지름 대비 길이 비의 영향을 분석하였다⁽⁶⁾. Chung 등은 open-type 단일 스월 분사기에서 스월 챔버, 접선방향 유입구, 매 니폴드 등의 기하학적 요소를 변화하며 입력 압력 가진 에 대한 반응 특성을 확인하였다⁽⁷⁾.

Park 등은 기체 중심 스월 동축형 분사기에서 스피커 를 이용하여 기체 가진에 의한 분무 패턴의 변화와 동 특성을 파악하였다⁽⁸⁾. 또한, 박구정 등은 기체 중심 동축 형 분사기에서 기체와 액체의 레이놀즈수에 따른 분무 특성을 확인하였다⁽⁹⁾.

그러나, 이전 연구들은 주로 단일 분사기의 액체 가진 에 의한 동특성을 분석하였으나 실제 액체로켓 시스템 에서는 동축형 분사기를 사용하기 때문에 동축형 분사 기에서의 액체 가진에 의한 연구가 필요하다. 본 연구에 서는, 기체 중심 스월 동축형 분사기에서 액체 가진에 의한 동특성을 기하학적 요소인 접선방향 유입구 지름 Fig. 1 Process of disturbance propagating

Fig. 2 Experimental apparatus

을 변화시켜가며 확인하였다.

2. 실험 방법 및 조건

2.1 실험 방법

실험 장치는 Fig. 2와 같이 구성되어 있다. 실험 유체 로 공기와 물이 사용되어 분사되었다. 공기는 기체 공급 시스템에서 공급되어 유량계로 유량이 조절되어 분사되 었다. 액체 공급시스템에 의해 공급된 물은 메카니컬 펄 세이터를 통해 가진되어 분사되었으며, 액체의 유량은 분사기의 차압과 유량의 관계를 통하여 조절되었다. 액 체의 압력섭동을 발생시키기 위한 메카니컬 펄세이터는 일정 간격으로 구멍이 뚫린 회전판을 회전시킴으로써 기계적으로 유로의 면적을 변경시키는 방식으로 설계되 었으며 가진 범위는 200~1000 Hz이다.

가진 장치에 의해 발생한 압력섭동을 측정하기 위해 분사기 매니폴드에 정압 센서와 동압센서를 설치하였다.

또한, 액체 압력섭동에 의한 액막 두께의 변화를 측정하 기 위해 Suyari와 Lefebvre가 제안한 전극을 이용한 방 식을 사용하였다⁽¹⁰⁾. 이 방식은 물의 전기전도도를 이용 한 방법으로 Fig. 3과 같이 얇은 전극 두 개를 오리피스 끝단에 설치함으로써 액막 두께 변화에 따른 전압 값을 획득하는 것이다. 전압 값을 실제 두께로 변환하기 위해 다양한 크기의 아크릴 봉을 제작한 후 특정 두께의 액 막을 형성한 뒤 전압 값을 측정하여 보정식을 획득하였 다. 획득한 보정식을 이용하여 액막 두께를 획득하였다.

또한, 액체 공급라인에 액막 두께 레퍼런스 장치를 설치 하여 온도에 따른 물의 전기전도도를 보정하였다⁽¹¹⁾.

액체공급시스템에서 공급된 물은 메카니컬 펄세이터

를 지나며 특정 주파수로 가진되어 분사기로 공급되었 으며, 분사기 매니폴드의 정압을 측정하며 일정한 매니 폴드 압력을 유지한 채 분무하였다. 액막두께 정보는 매 니폴드의 압력 정보와 함께 DAQ 시스템을 통해 수집되 었다. 분무 이미지는 다른 동기화장치 없이 stroboscope의 발광시간과 카메라의 셔터스피드를 동기화하여 얻었다.

또한, 초고속카메라와 xenon lamp를 이용하여 추가적인 분무이미지를 얻었다.

2.2 실험 조건

기체 중심 스월 동축형 분사기의 구조는 Fig. 4와 같 이 기체 오리피스가 분사기의 가운데에 위치하고 있으 며, 액체 오리피스가 기체 오리피스를 둘러싸는 형태로 되어있다. 기체는 제트형태로 분사되며 액체는 접선방 향 유입구를 통해 스월 형태로 분사된다. 기체 오리피스 와 액체 오리피스를 경계 짓는 벽을 립(Lip)이라 하며, 기체 오리피스 외경과 액체 오리피스 내경 사이에 존재 하는 공간을 갭(Gap)이라 한다. 기체 오리피스 직경(Dg)은 6 mm, 액체 오리피스 직경(2Rn)은 8 mm, 액체 접선방향 유입구 지름(2Rinlet)은 1.5 mm 와 1.8 mm 로 변화시키며 실험하였다. 액체 유동의 교란을 모사하기 위해 사용된 메카니컬 펄세이터는 200 Hz부터 1000 Hz까지 50 Hz 간 격으로 작동되었다. Table 1은 실험 조건을 나타낸다.

Fig. 3 Electrodes for film thickness measurement

Fig. 4 Geometry of gas centered swirl coaxial injector

Table 1. Experimental condition

Phase Liquid Gas

Fluid Water Air

Excitation Frequency [Hz] 200 ~ 1000 Tangential Inlet Diameter [mm] 1.5, 1.8

3. 실험 결과

분사기 끝단의 액막두께는 분무각, 분열길이, SMD 등의 분무 특성에 영향을 주는 주요한 요소이다⁽¹²⁾. 따 라서, 엔진의 연소효율과 연소불안정현상을 연구함에 있어 섭동에 의해 변화되는 액막두께 정보를 획득하는 것은 중요하다. 또한, 이러한 액막두께는 공급시스템을 거쳐 전달된 가진의 크기에 정규화되어 상대적으로 비 교되어야 한다. 본 실험에서는 유체의 압력정보로 액막 두께를 정규화하였으며, 분사기의 액체 가진에 의한 동 특성은 분사기 매니폴드의 압력 정보와 분사기 오리피 스 끝단의 액막 두께 정보에 의해 Eq. (1)과 같이 Injec- tor transfer function(ITF)으로 표현하였다. Input 값은 매 니폴드 압력 평균 대비 압력 변화, output 값은 액막두 께 평균 대비 두께 변화이며 gain 값은 ITF의 절대값으 로 정의하였다. 여기서 t와 T는 thickness의 약자로 은 액막두께의 떨림 정도를 나타내며, 는 평균 액막두께 를 나타낸다.

(1)

접선방향 유입구의 크기는 유량을 결정하는 요소로 사 용되고 있다. Fig. 5는 기체를 분사하지 않은 상태에서 매 니폴드의 액체 차압에 따른 유량의 변화를 나타낸다. 차 압이 증가할수록 유량이 증가하였으며 접선방향 유입구 지름이 증가할수록 유량이 증가하는 것을 확인하였다.

Fig. 6은 동일 차압에서 접선방향 유입구 크기에 따른 분무를 보여준다. 접선방향 유입구 크기가 증가함에 따

라 분무각은 감소하였다. 이는 인젝터 특성 지수인 A에 의해 설명될 수 있으며, A는 Eq. (2)와 같이 정의된다⁽⁶⁾. Eq. (2)에서 볼 수 있듯이, A는 각속도와 축방향속도 로 나타내어지고, 이것은 분무각과 연관되는 것을 의미한다.

(2)

를 의미하는 arm coefficient는 일정한 크기의 분사 기 오리피스에서 접전방향 유입구 지름의 크기가 변하 면서 나타난 분사기 오리피스의 중심부터 접선방향 유 입구의 중심까지의 변화된 거리를 무차원수로 나타낸 것이다. A가 감소하면 액체의 각속도가 감소하며, 접선 방향 유입구 지름이 증가하면 A가 감소한다. 따라서, 접 선방향 유입구 지름이 증가하면 각속도가 감소하게 되 어 분무각이 작아진다. 본 연구에 사용된 분사기의 형상 으로 계산된 A의 값과 분무이미지를 통해 얻은 분무각 은 Table 2와 같다. 분무각은 분사기 오리피스 끝단의 양 꼭지점과 분사기 오리피스 지름의 두 배의 거리에 위치한 분사면의 양 꼭지점을 잇는 사다리꼴 형태의 분 무 이미지에서 양쪽 모서리의 사잇각으로 정의하였다.

DSLR 카메라로 15장의 이미지를 획득한 후 포토샵을 통해 이미지 프로세싱을 거쳐 선명한 분무이미지를 획

t′

T

ITF Output Input --- t′ T ⁄

p′ P ⁄ ---

= =

Gain = ITF

A R

× R

n R ×

---

Q nπR

---

⎝ ⎠

⎜ ⎟

⎛ ⎞ R

R

---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞

× Q nπR

--- ---

= =

Tangential Velocity

= Arm Coefficient

Axial Velocity ---

= R

R

---

Table 2. Injector geometric characteristics and spray angle Tangential Inlet Diameter [mm] 1.5 1.8

A 1.11 0.68

Spray Angle [degree] 88.7 63.43 Spray Angle Standard Deviation

[degree] 1.71 2.02 Fig. 5 Pressure drop VS mass flow rate varying tangen-

tial inlet diameter

Fig. 6 Spray image at pressure Drop = 3 bar. (a) dinlet = 1.5 mm, (b) dinlet = 1.8 mm

득하였다. 각각의 이미지에서 분무각을 측정하여 평균 값을 구하였다. 접선방향유입구 지름이 증가할수록 A 값이 감소하였으며, 분무각 또한 감소한 것을 수치적으 로도 알 수 있다.

Fig. 7은 접선방향 유입구 지름 변화에 따른 액체 가 진에 의한 분사기의 동특성을 나타낸다. 600~700 Hz 까 지 gain 값이 거의 일정한 경향을 보이지만 그 이상으로 주파수가 증가할수록 gain 값이 전반적으로 감소하였다.

그 이유는 고주파수 영역대에서 분사기 매니폴드 내의 압력 섭동이 오리피스 끝단에서의 액막 두께 섭동으로 잘 전달되지 않아 나타난 것으로 생각된다. 또한 접선방 향 유입구 지름이 감소하면 gain 값 또한 감소하는 것을 확인하였다. 접선방향 유입구 지름이 증가하면 유량이 증가하는 것은 앞선 정특성 결과로 알 수 있다.

그러나, 유량이 증가함에도 불구하고 평균 액막 두께 는 큰 차이가 나지 않았으며 액막 두께의 떨림에서만 큰 차이가 나는 것을 Table 3에서 알 수 있다. 유량이 증 가하여도 평균 액막 두께가 큰 차이가 없는 이유는 갭 두께가 동일하여 갭이라는 공간의 제약에 의해 비슷한 두께의 액막이 형성된 것으로 판단된다. 이 현상은 가진

의 유무와 상관없이 동일하게 나타났다. 이것은 접선방 향 유입구가 작을수록 액체 매니폴드의 압력 섭동이 유 입구를 잘 통과하지 못한다는 것을 의미하고 이 때문에 접선방향 유입구 지름이 작을수록 gain 값이 감소하는 것이다. 이런 결과로부터 충분히 작은 접선방향 유입구 는 액체 매니폴드의 압력 섭동을 감소시키는 일종의 damper 역할을 한다는 것을 알 수 있다. Fig. 8은 가진 주파수 600 Hz에서 접선 유입구 크기에 따른 분무 패턴 을 보여준다. 인젝터의 분무에서 gain 값이 큰 dinlet = 1.8 mm 인 경우, 1.5 mm 인 경우보다 가진 주기마다 집 중되는 유량이 단층으로 선명하게 나타난다. 이렇게, 유 량의 섭동은 분무 이미지에서 단층을 통해 나타나기도 하지만 분무폭에 영향을 주기도 한다.

유량섭동이 분무폭에 미치는 영향은 Fig. 9와 같이 초 고속 카메라로 촬영한 분무 이미지에서 확인할 수 있다.

앞서 정의에서 알 수 있듯이, gain 값은 매니폴드 압력 섭동에 따른 오리피스 끝단의 액막 두께의 떨림으로 정 의되며 gain 값이 작을수록 액막 두께의 떨림이 작다는 것을 알 수 있다. 이러한 작은 액막 두께의 떨림은 분무 에서도 분무폭의 변화로 나타나게 되며, 액막 두께의 떨 림이 작을수록 분무폭의 변화 또한 작아진다. Gain 값이 작은 dinlet = 1.5 mm 인 경우, 1.8 mm 인 경우 보다 분 무폭의 떨림이 적은 것을 볼 수 있다. 분무폭의 변화는 분무 모서리에 해당하는 부분의 떨림을 나타낸 것으로 이미지 프로세싱을 통하여 분무 이미지를 이진수로 치 Fig. 7 Dynamic characteristics varying tangential inlet diam-

eter

Table 3. Film thickness and film thickness fluctuation vary- ing tangential inlet diameter at hgap = 0.5 mm Tangential Inlet Diameter [mm] 1.5 1.8

Film Thickness @ 0 Hz [um] 676.14 666.86 Film Thickness @ 600 Hz [um] 686.45 679.94 Film Thickness Fluctuation @ 600

Hz [um] 33.12 52.78

Fig. 8 Spray image at f = 600 Hz. (a) dinlet = 1.5 mm, (b) dinlet = 1.8 mm

환하였으며, 배경을 0, 분무 표면을 1 로 두어 떨림의 변 화를 10,000장의 이미지를 통해 분석하였다. 측정 위치 는 분사기 오리피스 끝단에서 분사기 오리피스 지름의 1.5 배 거리에 위치한 지점으로 지정하였다. 분무의 변 화를 FFT 분석을 통하여 변화의 크기를 나타내면 Fig.

10과 같이 나타난다. 메카니컬 펄세이터를 통한 가진 주 파수인 600 Hz 에서 peak이 나타난 것을 확인할 수 있 다. 접선방향 유입구 지름이 증가할수록 gain 값이 증가 한 앞선 결과와 동일하게, 이미지 분석을 통해 나온 결 과에서도 접선방향 유입구 지름이 증가할수록 gain 값 을 대변할 수 있는 분무폭의 변화 또한 증가하는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과는 액체 가진이 액막 뿐만 아니라 분무패턴까지 영향을 주는 것을 보여준다.

4. 결 론

다단 연소 사이클엔진에서 주로 사용되는 기체 중심 스월 동축형 분사기의 동특성을 조사하고자 메카니컬 펄세이터를 사용하여 유동의 교란을 가진 액체를 공급 하였다. 접선방향 유입구 지름을 변화시키며 기하학적

형상이 분사기의 동특성에 미치는 영향을 확인하였다.

접선방향 유입구 지름이 증가하면 유량이 증가하였으 며, 인젝터 특성 지수 A가 감소하여 분무각 또한 감소 하는 것을 확인하였다. 접선방향 유입구 지름을 변화시 키면 주파수가 증가함에 따라 gain 값이 전반적으로 감 소하는 것을 확인하였으며, 지름이 감소하면 gain 값이 감소하는 것을 확인하였다. 이는 매니폴드의 압력섭동 이 작은 유입구를 잘 통과하지 못하여 나타나는 것으로 판단된다. 또한, 충분히 작은 접선방향 유입구는 damper 역할을 하였다. 이러한 결과들로부터 접선방향 유입구 지름은 연소 불안정을 억제할 수 있는 주요한 기하학적 요소인 것으로 판단된다.

후 기

본 연구는 서울대학교 차세대 우주추진 연구센터와 연계된 미래창조과학부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행한 선도연구센터지원사업(NRF- 2013R1A5A1073861)의 연구 결과입니다.

참고문헌

(1)키무라 이츠로. 로켓공학. 경문사. 2004.

(2) V. Yang, and W. E. Anderson. Liquid Rocket Engine Combustion Instability. Progress in Astronautics and Aeronautics, Vol. 169, 1995.

(3) V. G. Bazarov, Liquid Injector Dynamics, Mashinostro- enie, 1979.

(4) V. G. Bazarov and V. Yang, “Liquid-Propellant Rocket Engine Injector Dynamics”, Journal of Propulsion and Power, Vol. 14, No. 5, 1998.

(5) B. Ahn, M. Ismailov, and S, D. Heister, “Forced Exci- tation of Swirl Injectors using a Hydro-Mechanical Pulsator”, 45th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Pro- pulsion Conference & Exhibit, 2-5 Ausust 2009, Den- ver, Colorado, AIAA 2009-5043.

(6) Q. Fu, L. Yang, and X. Wang, “Theoretical and Exper- imental Study of the Dynamics of a Liquid Swirl Injec- tor“, Journal of Propulsion and Power, Vol. 26, No. 1, January - February 2010.

(7) Y. Chung, H. Kim, S. Jeong, and Y. Yoon, “Dynamic Characteristics of Open-Type Swirl Injector with Vary- ing Geometry”, Journal of Propulsion and Power, Fig. 9 Image of spray width fluctuation at f = 600 Hz.

(a) dinlet = 1.5 mm, (b) dinlet = 1.8 mm

Fig. 10 Spray width fluctuation FFT at f = 600 Hz. (a) dinlet

= 1.5 mm, (b) dinlet = 1.8 mm

Vol. 32, No. 3, 2016, pp. 583-591.

(8) G. Park, J. Lee, S. Oh, Y. Yoon, and C. H. Sohn, “Charac- teristics of Gas-Centered Swirl Coaxial Injector with Acoustic Excitation of Gas Flow”, AIAA Journal, Vol. 55, No. 3, pp. 894-901.

(9)박구정, 이정호, 이인규, 윤영빈. “분무 조건에 따른 기체 중심 스월 동축형 분사기의 분무 특성”, 한국액 체미립화학회지, 19(4), 2014, pp. 167-173.

(10) M. Suyari, and A. H. Lefebvre, “Film Thickness Mea-

surements in a Simplex Swirl Atomizer”, Journal of Propulsion and Power, Vol. 2, No. 6, 1986, pp. 528- 533

(11) S. Kim, T. Khil, D. Kim, and Y. Yoon, “Effect of Geo- metric Parameters on the Liquid Film Thickness and Air Core Formation in a Swirl Injector”, Measurement Science and Technology, Vol. 20, No. 1, 2009.

(12) L. Bayvel and Z. Orzechowski, Liquid Atomization.

1993.