Experimental Study on the Spray Characteristics of Aerated Impinging Jets

기체주입 충돌제트의 분무특성에 관한 실험적 연구

이근석

^*

^**

^†

Experimental Study on the Spray Characteristics of Aerated Impinging Jets

Keunseok Lee, Youngbin Yoon and Kyubok Ahn

Key Words: Breakup length(분열길이), Effervescent atomizer(기체주입식 분사기), Homogeneous flow model(균질유 동 모델), Impinging jet(충돌제트), Two-phase flow(이상유동)

Abstract

The effervescent atomizer is one of twin-fluid atomizers that aeration gas enters into bulk liquid and two-phase flow is formed in the mixing section. The effervescent atomizer requires low injection pressure and small amount of aeration gas, as compared to other twin-fluid atomizers. In this study, cold flow test was conducted to investigate the spray characteristics of aerated impinging jets. The present effervescent impinging atomizers were composed of the aerator device and like-on-like dou- blet impinging atomizer which had different impinging angles. To analyze the spray characteristics such as breakup length and droplet size distribution, the image processing technique was adopted by using instantaneous images at each flow condition.

Non-dimensional parameters, induced by the homogeneous flow model, were used to predict the breakup length. The breakup length was decreased with the mixture Reynolds number and impinging angle increasing. The result of droplets showed that the size distribution was axisymmetric about the center of the injector and their diameter tended to decrease with increasing GLR.

기호설명

D

d

0

: 기체 질량유량 : 액체 질량유량 Re

m

: 수직분사 제트 속도 We

m

X : 건도 x

b

g

l

m

g

l

m

1. 서 론

이유체 분무(twin-fluid atomization)는 미립화를 증진 시키기 위해 기체를 보조적으로 사용하는 분무 방식으 m·g

m·l

vm

(Received: 8 Oct 2019, Received in revised form: 25 Nov 2019, Accepted: 27 Nov 2019)

*

충북대학교 기계공학부

**

서울대학교 기계항공공학부

†

책임저자, 회원, 충북대학교 기계공학부

E-mail : [email protected]

TEL : (043)261-3596 FAX : (043)263-2448

로 가스터빈, 보일러, 용광로, 내연기관 등 다양한 분야 에 적용된다⁽¹⁾. 기존의 단상류(single-phase flow) 압력분 무 방식에서는 분사기 내부에서 발생한 분무압이 운동 에너지로 변환되는 과정에서 미립화가 일어나며, 미립 화를 위해 추가적인 매개체나 에너지 공급이 필요하지 않기 때문에 시스템이 매우 단순하다는 특징이 있어 널 리 사용되어 왔다. 하지만 미립화 성능을 높이거나 고점 성 유체를 사용할 경우, 높은 분무압력이 요구되기 때문 에 효율이 떨어지는 문제점이 존재한다. 이러한 분무 방 식의 한계점을 보안하기 위해 이유체 분무 방식에 대한 연구가 활발히 진행되어왔다. 이유체 분무 방식은 외부 혼합과 내부혼합 방식으로 구분된다. 외부혼합 방식으 로 대표되는 공기보조 분사기(air-assist atomizer)는 액체 와 기체가 서로 독립적으로 분사되어 두 제트의 상호작 용으로 인해 액체제트가 분열하는 1차 분열이 일어나게 된다. 내부혼합 방식의 기체주입식 분사기(effervescent atomizer)는 주류인 액체에 소량의 기체를 주입하여 분 사하는 방식이다. 이 같은 분무 방식은 분사기 내부에서 생성된 기포들에 의해 분열이 일어나며, 낮은 분무압력 으로 높은 미립화 성능을 기대할 수 있다⁽²⁾. 기체주입 분사는 미립화 목적에서 뿐만 아니라 액체로켓엔진의 추력조절 측면에서도 연구가 진행되었다. Morrell⁽³⁾은 연속적인 추력조절을 위해 액체 추진제 내에 기체 헬륨 을 직접적으로 주입하여 추진제의 전체 밀도를 변화시 키는 연구를 수행하였다. 이후 달 탐사 프로젝트의 일환 으로 가변추력을 위해 헬륨을 추진제에 직접 주입하여 추진제의 밀도를 조절하는 방식과 오리피스의 형상을 변 화시켜 추진제의 유량을 조절하는 방식이 거론되었다⁽⁴⁾. 비록 기체주입 방식에서 연소불안정이 발생하여 가변형 상 분무 방식이 채택되었지만, 기체주입에 의한 가변추 력의 가능성을 다시 한번 확인하는 계기가 되었다.

충돌형 분사기는 두 액체제트 간의 충돌에 의해 미립 화가 진행된다. 이 분사기는 구조가 간단하면서 고유량 의 추진제를 분사할 수 있고, 연소실 벽면의 냉각에 유 리하다는 이점을 갖고 있다⁽⁵⁾. 때문에 추진제 간 빠른 혼합과 증발이 요구되는 로켓엔진에서 주로 사용되며, 충돌형 분사기가 적용된 대표적인 로켓엔진으로는 F-1, H-1 그리고 XLR-132가 있다⁽⁶⁾.

기체주입에 의한 분무특성 연구는 대부분 단공 오리 피스 분사기(plain orifice atomizer)에 대해서 수행되었 으며, 충돌제트에 대한 연구는 아직 보고된 바가 없다.

본 논문은 기체주입에 의한 충돌제트의 분무특성을 알 아보기 위한 기초연구로써 두 제트의 충돌각과 유동 조

건에 따른 미립화 메커니즘을 규명하고, 분열길이와 거 시적인 관점에서의 액적분포를 정량적으로 분석하는 것 에 목적을 두고 연구를 수행하였다.

2. 실험장치 및 방법

수류시험을 위한 장치들의 구성은 Fig. 1에 도시하였 다. 모사 추진제와 주입 기체는 각각 물과 질소를 사용 하였다. 고압의 공기는 레귤레이터를 통해 물탱크를 가 압하는데 이용된다. 물의 유량은 에어레이터 전단에 설 치된 유량조절 밸브와 질량유량계(Bronkhorst, mini CORI-FLOW M15), 질소의 유량은 MFC(MKP, TSC- 220)통해 조절하였다. 혼합물의 밀도 및 기타 물리량들 을 계산하기 위해 분사기 전단에 K-type 열전대와 압력 계(Sensys, PSH-15B)을 설치하였다. 온도와 압력 그리 고 액체의 유량 데이터들은 1 kHz의 샘플링 속도로 NI- cDAQ를 통해 기록된다.

분무의 순간 이미지를 획득하기 위해 가시화 장치로 제논광원(Polarion, PS-NP1)과 고속카메라(Vision Research, Phantom v9.1)를 사용하였다. 이때 고속카메라의 해상 도는 최대값에 해당하는 1632 × 1200 pixel, 노출시간은 2 μs, 샘플링 속도는 1 kHz로 설정하여 각 실험 조건마

Fig. 1 Schematic diagram of experimental apparatus

다 200장의 순간 이미지를 획득하였다. 획득한 순간 이 미지들은 분열길이 및 액적분포와 같은 분무특성을 정 량적으로 분석하기 위해 사용되었다.

본 연구에서 사용한 분사기는 에어레이터와 동일유체 충돌형 분사기(like-on-like doublet)가 결합된 형태로 Fig.

2와 같다. 에어레이터는 기체가 혼합실(mixing chamber) 외부에서 내부로 유입되는 OIG(Outside-In Gas) 타입으 로 0.5 mm의 직경을 갖는 홀이 총 160개가 가공되었다.

에어레이터를 통해 주입된 기체는 기포상태로 혼합실에 유입된다. 이 기포들은 액체와 혼합하여 유로 내부에서 이상유동을 형성하게 된다. 충돌각에 따른 분무특성을 확인하기 위해 충돌각이 30°와 60°인 두 분사기를 제작 하였다. 일반적으로 로켓엔진에서 사용되는 충돌형 분 사기의 오리피스 길이-직경비는 3~10이며, 실험에 사용 된 두 분사기 모두 길이-직경비가 5가 되도록 오리피스

길이는 5 mm, 직경은 1 mm로 설계하였다.

구체적인 실험 조건은 Table 1에 정리하였다. 실험은 고정된 액체 질량유량에서 GLR을 0.0~0.6%까지 0.1%

씩 증가시켜가며 진행하였다. GLR은 액체에 대한 기체 의 질량유량 비로 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다.

(1)

3. 실험결과

3.1 이상유동

상이 서로 다른 두 유체에 의해 형성되는 유동을 이 상유동이라 한다. 관 내에 흐르는 기체-액체 혼합물은 내부 유동패턴에 따라 기포류(bubbly flow), 간헐류 (intermittent flow), 환상류(annular flow)로 분류할 수 있 다⁽⁷⁾. 기포류는 액체 내부로 주입된 기체가 작은 기포를 이루는 유동이다. 분사 시 혼합물제트 내부의 기포들은 압력강하에 의해 팽창을 하게 된다. 높은 분무차압은 기 포의 급속 팽창에 의한 기포파열(bubble bursting)을 야 기하여 제트의 분열을 초래하게 된다⁽⁸⁾. 기포류에서 기 체의 질량유속이 증가하게 되면 작은 기포들이 서로 병 합하여 큰 기포로 성장하게 된다. 이 기포들이 다시 병 합을 하게 되면 기체가 액체를 벽면으로 밀어내어 유로 내부는 기체상과 액체상이 서로 분리되어 유동하는 환 상류로의 유동천이가 일어나게 된다. 환상류의 경우 유 로 내부에서 액체와 기체는 서로 다른 속도로 유동한다.

간헐류는 기포류와 환상류가 혼재되어 발생하는 유동으 로 분무가 불안정하여 압력섭동이 동반되게 된다. 이상 유동에서의 유동천이는 유로의 형상과 유동 조건에 의 해 좌우된다.

기체주입에 의한 혼합물의 물성 변화를 예측하기 위 해서는 이상유동 모델을 적용해야 한다. 이상유동에는 대표적으로 액체와 기체가 서로 균일하게 혼합되어 같 은 속도로 움직인다고 가정하는 균질유동 모델과 두 상 의 속도가 서로 다르다는 가정에서 시작되는 분리유동 모델(separated flow model)이 있다. 이외에도 분리유동 모델의 한 종류로 두 상의 상대속도에 관심을 두는 드 리프트 유속 모델(drift flux model)이 있다. 이중 균질유 동 모델은 가장 간단한 모델로 혼합물을 단상유체인 것 처럼 취급하여 해석하는 방식이다⁽⁹⁾. 따라서 혼합물의 물성을 예측하기 위해 단상유동에 대한 해석이 그대로 적용될 수 있다. 다만 혼합물의 물성은 건도와 기공률에

GLR m·g

m·l

---

=

Fig. 2 Schematic of injector assembly

Table 1 Injector geometry parameters and experimental conditions

Dimensions of impinging injectors

Injector No. #1 #2

2θ [°] 30 60

d0 [mm] 1

Experimental conditions [g/s] 5, 10, 15, 20 [g/s] 0 - 0.12

GLR [%] 0.0, 0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.6

m·

m·

따라 달리지기 때문에 이를 고려해야 한다.

건도는 혼합물 전체 질량유량에 대한 기체의 질량유 량의 비로 식 (2)과 같이 정의된다.

(2)

기공률은 유로의 단면적 또는 체적에서 기체가 차지 하는 비율로 균질유동에서의 기공률은 식 (3)와 같이 건 도와 두 상의 밀도 비로 나타낼 수 있다.

(3)

식 (4)는 혼합물의 밀도로 액체와 기체의 밀도와 기공 률의 함수로 정의된다. 앞서 언급한 바와 같이 균질유동 모델은 혼합물의 유동을 단상유동으로 가정하여 해석하 기 때문에 각 상에서의 물성을 적용하여 혼합물의 물성 들을 간단하게 계산할 수 있다.

(4) 균질유동에서 혼합물의 점성은 선행연구들에 의해 다 양하게 제시되었다^(10-14). 본 연구에서의 혼합물의 점성 은 Dukler⁽¹⁰⁾이 제시한 정의를 따랐으며, 식 (5)와 같이 표현할 수 있다.

(5)

혼합물의 속도는 전체 질량유량, 밀도 그리고 오리피

스의 단면적을 통해서 계산할 수 있으며 식 (6)과 같이 정의된다.

(6)

레이놀즈수의 물리적인 의미는 점성력에 대한 관성력 의 비로 식 (7)과 같이 정의된다. 이상유동에서는 기체주 입에 의해 혼합물의 점성과 관성력이 모두 변하게 된다.

(7)

식 (8)은 혼합물의 웨버수로 표면장력에 대한 관성력 의 비를 의미한다.

(8)

3.2 분무형상

Figure 3는 단상류와 이상류 충돌제트의 대표적인 모 습으로 단상유동의 경우 오리피스 출구를 통해 분사되 는 두 액체제트의 충돌에 의한 운동량 교환 과정에서 층류 또는 난류액막(liquid sheet)이 형성된다. 액막은 주 변 공기와의 상대속도로 인한 경계면에서의 교란 또는 충돌파에 의해 액사(ligament)로 분열하게 된다. 이후 액 사는 다시 주위의 공기역학적 힘에 의해 작은 액적 (droplet)으로 분열하는 미립화 과정을 겪게 된다. 액사 에서 액적으로의 분열 과정에서 주변 공기역학적 힘의 작용은 대기의 밀도에 기인하기 때문에 상압 조건에서 는 고압 조건에 비해 그 효과가 크지 않다⁽¹⁵⁾.

X m·

m·

+ m·

---

=

α 1

1 1 X– ---X

⎝ ⎠

⎛ ⎞ ρ^g ρl

---

⎝ ⎠⎛ ⎞ +

---

=

ρm=αρg+(1–α)ρl

μ

ρ

X μ

ρ

---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞ 1 X ( – ) μ

ρ

⎝ ⎠ ---- + ⎛ ⎞

=

v

4 m· (

+ m·

) ρ

πd

---

=

Re

ρ

v

d

μ

---

=

We

ρ

v

d

--- σ

=

Fig. 3 Typical atomization modes of impinging jets for Inj#2: (a) non-aerated impinging jet (GLR = 0.0%), (b) aerated impinging jet (GLR = 0.5%)

이상유동에서는 단상유동과는 다른 분열 과정이 나타 난다. 혼합물 분사 시 오리피스 내부에서 형성되었던 기 포들은 액체제트 간 충돌로 인해 액막 내부에 기공을 형성하게 되며, 압력강하에 의해 팽창을 하면서 액막의 분열을 촉진시킨다. 일정하게 공급되는 액체의 유량에 서 GLR이 증가하게 되면 전체 질량유량의 증가로 이어 져 분무압력 또한 증가하게 된다. 분무압력이 증가하게 되면 기포팽창은 기포파열로 이어져 충돌에 의해 액막 을 형성하기 이전에 즉각적인 분열이 이루어지게 된다.

따라서 기체주입에 의한 분열 과정에서는 기포팽창의 영향이 지배적으로 작용한다고 볼 수 있다.

Figure 4는 충돌각이 30°인 Inj#1에서의 유동 조건에 따른 충돌제트의 형상이다. 좌측 상단을 기준 우측으로 갈수록 기체의 질량유속이 증가하고, 아래 방향으로 갈 수록 액체의 질량유속이 증가하는 조건이다. GLR이 0.0% 즉 단상유동에서는 충돌제트에 의해 난류액막이 형성되는 것을 볼 수 있다. 상대적으로 낮은 레이놀즈수 (Re

m

하류방향 끝에서 다시 만나게 되어 액막을 에워싸는 형 태의 닫힘(closed) 림을 이루게 된다. 또한 충돌점에서 발생한 충돌파는 하류방향으로 진행될수록 빠르게 감쇠 되어 분열에는 큰 영향을 주지 않는 것으로 보인다. 높 은 레이놀즈수 영역에서는 림이 소멸되는 것을 확인할 수 있다. 낮은 레이놀즈수 영역과는 다르게 액막의 분열 은 주변 공기역학적 힘보다는 충돌파의 진폭에 의해 주 도되는 것으로 판단된다.

기체가 주입되면 기포팽창으로 인해 액막이 완전히 성장하기 이전에 분열이 시작된다. GLR이 0.3%인 조건 에서 기포팽창에 의한 분열이 관찰되며, 분열길이가 감 소하는 것을 가시적으로도 확인이 가능하다. GLR이 0.6%, 높은 레이놀즈수 영역(Re

m

3.3 분열길이

분열길이는 추진제의 혼합과 증발에 영향을 미치는 인자로 작용하며, 더 나아가 연소효율에도 영향을 미치 게 된다. 본 연구에서의 분열길이는 충돌점에서부터 액 막의 분열 또는 액사가 발생되는 지점까지의 수직거리 로 정의하였다. 충돌점은 두 제트의 중심이 한 점에서 만나는 지점이다. 분열길이의 측정은 특정 조건에서 분 열 이후의 액사 덩어리들의 수밀도가 매우 높게 형성되 Fig. 4 Spray structure of impinging jets with various flow

conditions: Inj#1 (2θ = 30°)

Fig. 5 Spray patterns of intermittent flow according to time domain: Inj#1 (2θ = 30°), = 15 g/s, GLR = 0.6%

m·

어 각 조건마다 100장의 이미지들에서 직접 길이를 측 정하였다.

단상류 충돌제트의 분열은 액막과 주변 공기의 저항 력에 의해 발생되는 Kelvin-Helmholtz 불안정파의 성장 에 의해 주도된다. 선행연구들^(16,17)에서는 경계층에서의 선형안정성 이론(linear stability theory)을 기반으로 액막 의 분열길이를 이론적으로 예측하였다. 선형안정성 이 론을 통해 제시된 관계식은 대기와 액체제트의 밀도비, 웨버수 그리고 충돌각의 함수로 정의되며, Dombrowski 와 Hooper⁽¹⁸⁾는 액막의 분열에 있어서 레이놀즈수는 무 관하다고 주장하였다. 하지만 기포팽창에 의해 분열이 주도되는 이상류에서는 혼합물의 점성에 대한 영향력을 무시할 수 없으므로 분열길이에 영향을 미치는 인자로 서 레이놀즈수를 배제할 수 없다.

기체주입 분사 시 혼합물의 레이놀즈수와 충돌각에 따른 분열길이의 변화를 오리피스 직경으로 정규화하여 Fig. 6에 도시하였으며, 모든 조건에서 최대 표준편차는 6.81%이다. 그래프를 보면 알 수 있듯이 충돌각에 따라 분열길이의 차이가 구분되며, 혼합물의 레이놀즈수가 증가할수록 분열길이는 감소하는 경향을 보인다. 따라 서 기체주입에 의한 충돌제트의 분열은 기포팽창과 더 불어 난류강도에 의해 영향을 받는다는 것을 알 수 있 다. 분열길이의 감소 효과는 레이놀즈수가 증가할수록 줄어들며, 기체 또는 액체 유량의 증가로 인해 혼합물의 레이놀즈수가 증가하더라도 특정영역 이후로는 분열길 이의 변화는 크지 않을 것으로 예측된다. 동일 유동 조 건에서 60°의 충돌각을 갖는 Inj#2의 분열길이가 상대적 으로 더 작은 것을 확인할 수 있다. 이는 반경방향으로

의 충돌 모멘텀이 분열에 영향을 주기 때문이다.

실제 측정값을 토대로 기체주입에 의한 분열길이의 경험식을 모델링하였다. 충돌각에 따른 영향을 제트의 반경방향과 축방향 성분의 운동량비로 표현하여 혼합물 의 웨버수 그리고 레이놀즈수의 함수로 경험식을 산출 하였다. 그 결과는 식 (9)와 같다.

(9)

경험식에서 각 변수들의 지수를 비교해보면 웨버수는 다른 변수들에 비해 상대적으로 낮은 값을 갖는다. 이는 기체주입 시 분열길이는 혼합물의 웨버수보다 레이놀즈 수와 충돌제트의 운동량비에 의한 영향이 더 크게 작용 한다는 것을 의미한다. 실제 측정한 분열길이와 경험식 의 통해 예측한 값이 얼마나 일치하는지 검증하기 위해 Fig. 7에 도시하였으며, 결정계수는 0.91로 계산되었다.

3.4 액적분포

이미지 처리 과정을 통한 액적 직경의 측정은 thresh- old 값을 기준으로 수행하였다. Threshold 값은 액적의 경계를 잡기위한 중요한 변수로 모든 조건에서 6%로 동일하게 적용하였다. 액적 직경의 측정은 분사기 평면 에서 하류방향으로 44 mm 떨어진 지점을 기준으로 30

× 15 mm 영역에서 이루어졌다. 액사의 덩어리는 배제 하고 구형에 가까운 액적들만을 선별하기 위해 이심률 을 적용하였다. 이미지 상에서 1 픽셀은 약 42 μm이며, 액적을 구분하기 위해서는 최소 4 픽셀이 필요하다. 따

x

d

--- ( 6.55 10 ×

)We

Re

tan

θ

=

impinging jets with mixture Reynolds number and impinging angle

Fig. 7 Comparison between the measured and calculated normalized breakup length of aerated-impinging jets

라서 측정 가능한 액적의 최소 직경은 약 168 μm이다.

단상류의 액적 직경은 측정 범위에서 액사의 덩어리 또는 액막의 형태로 존재하기 때문에 결과에서 제외하였다.

충돌각과 GLR에 따른 반경방향으로의 액적의 직경 분포를 Fig. 8에 도시하였다. 평균 액적 직경은 반경방 향으로 0.5 mm 간격에서의 평균값이며 오리피스의 직

경으로 정규화하여 나타냈다. 액적의 직경분포는 분사 기 중심축을 기준으로 대칭인 모습을 보이며, 충돌각이 증가하면서 상대적으로 균일한 분포를 갖는다. 중심에 서 반경방향으로 멀어질수록 액적의 직경은 감소하였다.

이러한 액적분포는 혼합물 제트의 충돌로 인한 운동량 교환 과정에서 상대적으로 낮은 질량을 갖는 작은 액적 들이 반경방향으로 더 멀리 비산하기 때문으로 판단된 다. GLR이 증가할수록 액적의 크기는 전반적으로 감소 하였다.

Figure 9은 충돌각과 GLR에 따른 측정 영역에서 액 적 직경의 확률밀도분포이다. GLR과 충돌각과 관계없 이 170~190 μm의 직경을 갖는 액적들이 가장 많이 발 생하였으며, 충돌각이 증가하면서 해당 액적들의 발생 확률이 더 높아졌다. GLR이 증가할수록 210 μm 이하 의 직경을 갖는 액적들이 높은 확률로 발생하였으며, 이 에 대한 효과는 Inj#2에서 두드러지게 나타났다. Inj#1에 서는 550 μm 이상의 직경을 갖는 액적들이 발생하는 반면에 Inj#2에서는 거의 나타나지 않았다.

4. 결 론

기체주입 충돌제트의 분무특성을 파악하기 위해 유동 조건과 충돌각에 변화를 주어 상압 수류시험을 진행하 였다. 주입기체는 에어레이터를 통해 혼합실 외부에서 내부로 유입되는 방식이다. 분열길이 및 액적분포는 이 미지 처리 과정을 통해 정량적인 분석이 이루어졌으며, 기체주입에 의한 물리량들은 이상유동에서의 균질유동 모델을 이용하여 계산하였다.

이상류 충돌제트에서는 단상류와는 다른 분열 메커니 즘이 나타났다. GLR이 0.6%보다 낮은 조건에서는 기포 Fig. 8 Droplet size distribution of radial direction with

different GLR values and impinging angle: (a) impinging angle: 30°, (b) impinging angle: 60°

Fig. 9 Probability density distribution for droplet diameter at different GLR values: (a) impinging angle: 30°, (b) impinging angle: 60°

류의 유동특성이 나타나며 기포팽창에 의해 분열이 주 도되었다. 해당 GLR 영역에서 혼합물의 레이놀즈수가 증가할수록 기포파열에 의해 급격한 분열이 발생하였다.

GLR이 0.6% 조건부터는 간헐류로의 유동천이에 의해 분무가 불안정해지기 시작하였다.

이상유동에서의 균질유동 모델을 통해 유도된 물리량 들을 적용하여 분열길이의 변화를 분석하였다. 기체주 입 시 분열길이는 웨버수에 의한 영향은 크게 나타나지 않았으나, 충돌각과 레이놀즈수가 증가할수록 감소하는 경향을 보였다. 또한 레이놀즈수 증가에 의한 분열길이 의 감소량은 높은 레이놀즈수 영역에서 큰 차이를 보이 지 않았다. 따라서 레이놀즈수의 증가에 따른 분열길이 의 감소는 임계점 이후로 큰 차이를 보이지 않을 것으 로 판단된다.

액적의 크기 분포는 분사기 중심을 기준으로 대칭인 모습을 보이며, 반경방향으로 멀어질수록 액적의 직경 은 감소하였다. GLR이 증가할수록 액적의 크기는 전반 적으로 감소하였으며, 충돌각이 증가할수록 액적의 크 기는 상대적으로 균일한 분포를 갖는 것을 확인하였다.

충돌각과 GLR에 관계없이 170~190 μm의 직경을 갖는 액적들이 가장 높은 확률로 발생하였으며, 550 μm 이상 의 액적의 발생률은 점차적으로 감소하였다.

실험결과를 종합하여 보았을 때, 충돌각과 GLR이 증 가할수록 미립화가 향상된 것을 확인할 수 있었다. 하지 만 고정된 액체의 질량유량 조건에서 GLR의 증가는 분 무압력의 상승이 동반되고, 이에 따른 액적 크기의 감소 효과는 크지 않았기 때문에 미립화 효율에 대한 추가적 인 분석이 요구된다.

후 기

본 논문은 과학기술정보통신부의 재원으로 한국연 구재단의 지원(NRF-2018M1A3A3A02065683, NRF- 2019M1A3A1A02076962) 및 서울대학교 차세대 우주 추진 연구센터와 연계된 선도연구센터지원사업(NRF- 2013R1A5A1073861)의 연구 결과입니다. 이에 감사드 립니다.

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