A Numerical Study on Cooling Characteristics of a Rocket-engine-based Incinerator Devised for High Burning Rate of Solid Particles

Nomenclature

A : Pre-exponential factor

Research Paper DOI: http://dx.doi.org/10.6108/KSPE.2016.20.2.001

고체입자의 높은 연소율을 갖기 위해 고안된 로켓 엔진 기반 소각로의 냉각 해석

손진우

․ 손채훈

A Numerical Study on Cooling Characteristics of a Rocket-engine-based Incinerator Devised for High Burning

Rate of Solid Particles

Jinwoo Son

․ Chae Hoon Sohn

a

School of Mechanical and Aerospace Engineering, Sejong University, Korea

*

Corresponding author. E-mail: [email protected]

ABSTRACT

Cooling characteristics are investigated numerically in the chamber for high-performance burnout of wastes with solid phase. Before the combustion chamber is manufactured, combustion analysis is performed for evaluation of burning rate and cooling performance. A water cooling method is applied and its feasibility for cooling is examined depending on coolant flow rate. Another method of complex cooling is adopted by combining air film cooling with water cooling, leading to improved cooling performance.

초 록

고성능 고체 입자 연소를 위해 제안된, 로켓 엔진 기술이 접목된 연소실이 기존 연구를 통해 제시되 었고, 본 연구에서는 연소실 벽면의 냉각해석을 수행하였다. 실제 연소실 제작에 앞서 연소율과 함께 냉각성능을 평가하기 위한 수치해석을 수행하였다. 연소실 벽면을 냉각하는 방식중 수냉각 방법을 적 용하였고, 연소해석을 수행하여 선정한 냉각유량의 적정성을 검증하였다. 그리고 수냉각과 병행하여 공 기 막냉각 방법을 이용한 복합냉각 방식을 적용한 수치해석 연구를 수행하였다. 해석 결과, 공기 막냉 각만을 적용한 방식보다 막냉각과 수냉각을 복합적으로 적용한 냉각 방식이 더 우수한 냉각성능을 보 였으며, 적용 가능한 범위의 냉각 유량을 산출하였다.

Key Words: 로켓 엔진 기반 소각로(Rocket-engine-based Incinerator), 냉각해석(Cooling Analysis), 공기 막냉각(Air Film Cooling)

Received 1 January 2016 / Revised 1 March 2016 / Accepted 7 March 2016 Copyright Ⓒ The Korean Society of Propulsion Engineers pISSN 1226-6027 / eISSN 2288-4548

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C

: cooling air injection ratio E

: Activation energy

1. 서 론

소각 비용을 절감하고 성능을 향상시키기 위 한 여러 효율적인 방법이 제안되었고 채택되었 다. 예를 들어, 폐기물에 함유된 수분을 제거하 기 위해 건조를 하고, 연소효율을 향상시키기 위 해 미분화를 한다. 그리고 공기와 혼합을 강화하 기 위해 와류(vortex)를 생성한다[1]. 주분사기와 보조분사기 뿐 아니라 직사각형 슬롯 버너의 제 트에 의해 만들어진 공기역학적 제어는 연료와 산화제의 혼합을 향상시킬 수 있다[2].

본 연구의 선행 연구에서는 현장에서의 즉시 소각이 가능한 높은 연소율(burning rate)를 가 진 소형 소각로를 고안하였다. 고체 입자화된 폐 기물의 처리를 위한 고성능 소각 기술 개발을 위해, 가장 높은 고에너지 밀도를 갖는 연소기인 로켓엔진 연소기에 적용되는 연소 기술을 기존 기술에 접목시킨 연소실을 제안하였다. 이러한 새로운 개념을 가진 소형 소각로는 종래의 연소 시설보다 약 10 배의 연소성능을 목표로 설계되 었고, 수치적 연구를 수행하여 상기 목적(고성능 소각로)에 부합하는 소각로 개발에 필요한 연구 가 수행되었다[3-5]. 그러나 높은 연소율을 갖는 고압, 고속의 연소실에서는 연소가스로부터 연소 실 벽면으로의 열유속이 증가하여 통상 열부하 량이 커지는 문제점이 있다. 따라서, 연소 상황 이 유사하고 열부하량이 큰 로켓엔진 연소기에 적용되는 냉각 방식을 본 연구 대상 연소실에 적용하는 것이 타당할 것이며, 이에 대한 예비해 석이 필요하다.

액체추진제 로켓엔진에 있어 막냉각을 적용한 연소실 벽냉각은 재생냉각과 더불어 가장 널리 사용되어 온 방법이다. 막냉각은 엔진의 제작과 적용이 용이하다는 장점이 있으나, 관련된 물리 적 과정의 복잡성으로 인하여 아직까지 완전한 수치해석적인 접근이 쉽지 않다. 또한, 연소실내 상황이 고온/고압이라는 특성상 연소시험의 방

법과 횟수의 제약이 커 실험적으로도 그 상관관 계를 논하기가 쉽지 않다. 이러한 어려움으로 인 하여 그동안 막냉각 적용에 의한 연소실 벽냉각 은 대부분의 경우 설계자의 경험과 반복적 실험 을 통한 보정에 의존해 온 것이 현실이다[6].

막냉각 효율에 영향을 미치는 변수로는 냉각 홀의 형상, 분사율(blowing ratio), 주유동과 분사 제트의 밀도비, 주유동의 난류강도, 홀의 길이 대 직경비(L/D), 분사각도 등이 있다.

Saumweber 등[7]은 여러 형태의 홀, 그리고 측면방향 및 주 유동방향으로 확장된 형태의 홀 에 대해서 난류강도 및 분사율에 따른 막냉각 특성을 연구하였다. Mahmood 등[8]은 측면방향 으로 확장된 형태의 홀에 대한 수치해석을 통해 다양한 난류모델과 격자계를 이용한 결과를 비 교하여, 난류모델로서 SST(Shear Stress Transport) 모델과 realizable k- ε 모델, 그리고 격자계는 육면 체격자를 사용하였을 때, 좀 더 실험결과에 근접 한 값을 보인다고 보고하였다. Cho 등[9]은 재생 냉각 연소기의 연료 막냉각 유량 및 혼합비 분 포 변화에 따른 연소/냉각 성능 trade-off 해석 을 수행하여, 막냉각 유량의 증가가 연소 성능에 는 부정적으로, 냉각 성능에는 긍정적으로 작용 한다는 점을 정성적으로 확인하였다.

본 연구에서는 고성능 연소실의 냉각 유량 범 위를 설정하기 위해, 소각로의 연소실 냉각방법으 로 연소실 벽 바깥쪽에 물 재킷(water jacket)을 만들고 물을 순환시켜 냉각하는 수냉각(water cooling)과 공기를 이용하여 연소실 안쪽 벽면에 얇은 공기층을 형성시켜 냉각하는 막냉각(air film cooling) 방법을 단일 또는 복합적으로 적용하였다.

이러한 관점에서, 연소실의 연소해석을 통해 정상상태 열해석을 수행하였다. 두께를 가지는 연소실 벽과 외부로 빠져나가는 열량을 고려함 으로서, 연소실 벽 온도변화에 대한 천이과정과 정상도달 온도를 예측하였고, 특히 막냉각 유무 와 그 양이 연소실벽에 미치는 열적 특성을 파 악하고자 한다.

2. 수치해석 방법

수냉각, 공기 막냉각 방식의 연소해석을 위해 연속방정식, 에너지 방정식, 운동량 방정식 그리 고 화학종 방정식을 풀이 하였다.

난류모델로는 SST 모델을 사용하였다. SST 모 델은, 벽 근처에서는 k- ω model이 사용되고, 그 이외의 영역에서는 k- ε model이 사용되어 압력 구배로 인한 유동박리의 예측이 상당히 효과적 이고, 난류열전달 해석에서도 그 정확성이 뛰어 나다고 알려져 있다[8].

2.1 수냉각(water cooling)

수냉각의 경우, 해석의 단순화를 위해 연료와 산화제의 화학반응이 없는 고온의 가스가 연소 실 입구에서 출구로 빠져나가는 유동으로 가정

하였다. 벽 경계조건으로 벽 외부는 상온의 공기 (300 K)로 설정하였다.

수냉각 방식은 크게 두 가지 계산을 수행하였 다. 먼저 간단한 형상을 적용하여 벽의 적정 두 께 및 적정 냉각 유량의 선정을 하였다. 그 다음 실험을 위해 고안된 연소실을 이용하여 선정한 벽의 두께 및 냉각유량에 대한 검증을 수행하였 다. 이 모델은 연소실의 제작을 위해 적용되는 플랜지가 추가적으로 고려된다.

Fig. 1(a)에 간단한 연소실 모델을 나타내었다.

분사되는 냉각수는 냉각수 온도에 따른 밀도변 화를 고려하여 연소실의 아랫부분에서 유입되어 위쪽으로 방출되도록 설계하였다. 그림에서 적색 으로 표시된 부분이 연소실의 벽면이다. 벽면의

(a) Geometries of the simple chamber

(b) Geometries of the chamber for experimental work (adopted flange)

Fig. 1 Geometries of the 1

chamber for water cooling without chemical reaction.

안쪽으로 고온의 가스가 흐르게 되며 벽면의 바 깥으로 냉각수가 냉각 채널을 따라 접선방향으 로 흐르게 된다.

격자계는 정렬격자와 비정렬격자를 혼합하여 사용하였다. 연소실 출구의 온도 및 속도를 비교 하고, 유체의 속도변화가 극심하게 일어나는 노 즐 목 부분의 속도, 온도 변화를 비교하여 3%이 내의 오차를 갖는 격자를 채택하였다. 이 때 선 정된 격자수는 약 50만개이다.

냉각수 유량 및 두께의 적정성 검증을 위한 실험 모델과 동일한 연소실의 형상을 Fig. 1(b)에 나타내었다. 실제 연소실 모델은 제작 방법 및 측정장치의 결합 등 요소가 적용되어 원통형의 water jacket이 아니라 1차 연소실의 벽면을 따 라 channel형태의 water jacket으로 되어 있다.

Fig. 1(b)의 오른쪽 그림에는 연소실의 xy평면의 단면과 데이터 추출 위치를 표시하였다. 연소실 상부와 수축부에는 조립을 위한 플랜지 이음이 있으며, 이 부분에는 냉각수가 흐르지 않는다.

냉각수의 주입을 위해, 앞서 설명한 방법과 동일 하게 접선 방향으로 분사된다.

압력과 연소가스의 설정은 약 1.5의 안전계수 를 고려하여 설정한 실험 압력 및 온도보다 가 혹환경에 노출되는 것으로 설정하였다. 연소실 내 및 출구 압력은 5 bar, 연소가스는 1700 K의 CO

로 설정하였다. 연소가스의 유량은 0.7 kg/s 로 설계유량의 약 2.5 배이며, 1차 연소실 상부 에서 유입되어 노즐목 입구로 빠져나가도록 설 정하였다.

연소실 벽의 두께는 4, 6, 9 mm로 설정하여 두께에 따른 벽면과 냉각수의 온도변화를 비교 분석 하였다.

2.2 공기 막냉각(air film cooling)

공기막냉각 방식은 수냉각 방식과 달리 분사 기에서 모사연료인 무연탄이 분사된다. 무연탄의 연소 과정 중 건조, 탈휘발 반응은 비균질 반응 이며, 과정이 진행되는데 걸리는 시간은 연소 반 응에 비해 상당히 느리게 진행된다[10].

이러한 탈휘발 모델과 촤(char)의 가스화 모델 을 묘사하기 위해 Kobayashi에 의해 제안된 two

Fig. 2 Geometries and computational grids of the tangential air film cooling for the 1

chamber.

competing-rates 모델을 사용하였으며, 촤 반응 에 의한 촤의 가스화 모델은 multiple surface reaction 모델을 사용하였다[11].

모사연료의 연소 반응에 관한 화학식, 각 반응 에 관한 pre-exponential factor와 activation energy는 선행연구에 자세히 나타내었다[4]. 난 류 연소모델로 finite rate/eddy dissipation 모델 을 사용하였으며, 복사 열전달 모델로는 구조화 근사법(spherical harmonics method, P-N)을 단 순화 시킨 P-1 모델을 사용하였다[12]. 벽 경계조 건은 수냉각을 적용한 복합 냉각의 경우, 연소실 외벽을 300K의 등온 경계조건을 부여하였고, 단 일 냉각의 경우, 연소실 외부의 공기와 연소실 외벽의 대류와 복사 열전달을 고려한 혼합 열전 달 모델을 사용하였다. Air slit에서 분사되는 공 기의 온도는 280 K이다. 벽과 공기의 열전달을 위해 벽의 thermal conductivity는 16.27 W/m-K, 공기는 0.024 W/m-K로 설정하였다.

Wall emissivity는 0.1로 설정하였다.

본 연구에서 적용한 막냉각은, 연소실 안쪽 벽 면에 저온의 공기를 분사해 얇은 공기층을 형성 시켜 화염이 벽면에 닿지 않게 하는 공기 막냉 각 방식이다.

막냉각 적용시 연소실과 격자계를 Fig. 2에 나 타내었다. 주 분사기의 상부에 있는 보조 분사기 에서는 산화제인 공기가 분사되며, 주 분사기에 서는 연료인 무연탄 입자와 공기가 함께 분사된 다. 냉각공기가 분사되는 cooling air slit의 두께 는 0.5 mm이고 길이는 6 cm이며, 각각 주 분사 기와 보조 분사기의 상부와 하부에 위치하고 있 다. cooling air slit을 상부와 하부로 나눈 이유 는 연료와 산화제가 분사되는 유동을 최대한 방 해하지 않기 위함이다.

연소실 격자는 다면체 격자와 정렬격자를 혼 합하여 사용하였으며, 격자수는 격자의존성 테스 트를 통해 약 130만개로 설정하였다. 충돌 제트 유동의 경우 y+ 값은 10 이상이 되어야 하나, 본 연구의 경우 냉각유동 및 주 유동은 벽면과 평행하게 흐르는 forced convection 현상으로 볼 수 있다. 이때 제시된 y+는 약 1이며 SST 모델 이 추천된다[11]. 따라서 본 연구에서는 벽면으 로의 과도한 온도 구배와 열전달량을 고려하여 y+ 값이 약 0.8이 되도록 설정 하였다.

냉각공기의 분사 유량을 연소실에 분사되는 전체 공기의 비율(냉각 공기 비율, C

)로 나타내 었다. 즉, 연소실로 분사되는 공기의 당량비를 고정하고, 냉각을 위한 공기와 각 분사기에 분사 되는 공기의 비율을 나타낸 것이며, 아래와 같은 식으로 표현된다.



_{  }





×  (1)

여기서 m

은 air slit에서 분사되는 공기의 유량이고, m

는 연소실로 분사되는 공기의 총 유량이다.

위의 식을 토대로 냉각 유량을 설정하여, 전체 분사되는 공기 대비 냉각 공기의 유량 비율 그 리고 냉각 유량을 Table 1에 나타내었다. 연소실 내 당량비를 맞추기 위하여 냉각유량이 증가할

ratio of cooling air, C

[%]

mass flow of cooling air [kg/s]

mass flow of air [kg/s]

Case 1 0 0 0.0283

Case 2 2 0.0006 0.0277 Case 3 5 0.0014 0.0269 Case 4 10 0.0029 0.0254 Table 1. Flow Conditions for tangential air film

cooling.

수록 주 분사기와 보조 분사기로 유입되는 공기 의 양을 감소시켰다. 통상적으로 막냉각 유량이 10%를 넘으면 전체 유동 패턴에 영향을 줄 수 있는 것으로 알려져 있으므로 냉각공기의 최대 유량을 전체유량의 10%로 정하였다.

표에 나타낸 4가지 경우에 대해 수냉각을 적 용한 복합냉각 방식과 공기 막냉각만을 고려한 단일냉각 방식 두 가지에 대한 연소해석을 수행 하였다.

2.3 연소실 재질 선정

연소해석에 앞서 연소실 벽면의 열전달 해석 을 위한 벽 재질을 선정해야 한다. 통상적으로 연소장치의 벽 재질은 STS304 또는 STS316이 사 용된다. STS304에 Mo, Nb, Ti을 첨가시킨 STS316 은 STS304보다 고온인장 강도가 뛰어나다. 따라 서 본 연구에서는 STS304보다 고온에서의 허용 응력이 더 높은 STS316을 채택하였다[13].

STS316의 열 전도성은 770 K까지는 온도와 선 형적인 관계를 갖지만 770 K이상이 되면 열전도 도는 지수적(exponential)으로 증가하여 허용응력 을 감소시킨다. 따라서 연소실 벽면의 두께를 선 정하거나 변경하여 제작할 때는 온도에 따른 열 전도도와 허용응력을 고려하여야 하며, 수치해석 을 통해 이를 검증/확인하는 과정이 필요하다.

3. 결과 및 고찰

3.1 수냉각(water cooling)

먼저 이론식을 풀이하여 연소실에 대한 적정

Fig. 3 Complex heat transfer model for the cooling water[14].

냉각유량을 계산하였다. Fig. 3과 같은 복합열전 달 모델[14]을 적용하여 해석하였고, 그 결과로 Fig. 4와 같이 냉각수 유량에 따른 벽면의 온도 를 구하였다. 재질의 온도에 따른 허용응력을 고 려하면 연소실 안쪽 벽면의 온도는 700 K이하로 운전되어야 한다[13]. 따라서 냉각수 유량은 0.05 liter/s 이상으로 분사되면 충분한 냉각이 이루어 질 것으로 예상한다. 하지만 실제 연소 상황에 대한 보수적 접근을 위해 안전계수를 감안하여 냉각수 유량은 계산된 유량의 2배인 0.1 liter/s 로 선정하였다.

1차 연소실의 벽 두께에 따른 벽면의 온도와 냉각수 온도를 Fig. 5에 나타내었다. 그래프에 표시한 점선과 그래프 위에 표시한 숫자는 연소 실 안쪽 벽면과 각 벽 두께에 따른 위치를 표시 한 것이다. 예를 들면, 4 t의 경우, 내벽(inner wall)의 왼쪽은 연소실 내부이며, 내벽 오른쪽부 터 4 mm 점선의 왼쪽 구역은 연소실 벽면이다.

또한 4 mm 점선의 오른쪽은 냉각수가 흐르는 구역이다.

그림에서 보듯이 연소실 내벽의 가스와 닿는 벽면의 온도와 냉각수와 접하는 외벽에서의 온 도가 벽의 두께가 증가할수록 조금씩 증가하였 다. 연소실 벽에서의 온도 구배를 보면 3가지 모 두 동일한데 이것은 STS316의 열 전도성이 770 K까지는 온도와 선형적인 관계를 갖기 때문이 다. 따라서 같은 열전도도에서 벽면의 두께가 두 꺼워질수록 냉각수와의 원활한 열전달이 더 어 려워져 벽면의 온도가 상승하는 것이다.

Fig. 4 Theoretical wall temperatures at various cooling water mass flow.

Fig. 5 Temperature profiles along the cross coordinate.

간단한 모델에 대한 수냉각 해석을 통해 얻은 벽면의 온도를, 연소실의 압력, 재질의 온도에 따른 허용응력과 제작의 용이성을 고려하여 벽 의 두께는 6.5 mm로 선정하였다. 설계된 연소실 의 형상에 대해서도 냉각유량의 선정의 검증과 냉각수의 흐름을 파악하기 위해 수치해석을 수 행하였다.

연소실의 단면에 따른 온도장을 Fig. 6에 나타 내었다. Fig. 6(a)는 연소실의 xz단면, Fig. 6(b)는 y=0.01 m에서의 단면, Fig. 6(c)는 y=0.1 m에서의 단면, Fig. 6(d)는 y=0.2 m에서의 단면을 나타낸 다. 냉각수의 냉각효과로 연소실 벽면의 온도는 수축부를 제외하고 500 K이하로 유지되었다.

연소실의 상부에서 냉각수의 온도가 370 K(약

100℃)가 넘는 부분이 있는데, 이는 연소실 상부

의 벽 부분이 수냉각되지 않도록 설계되었기 때 문이다. 냉각의 측면에서 냉각유체의 상변화는 냉각성능을 저하시키는 요소로 작용할 수 있으므 로 피해야 한다. 따라서 이 부분에 대한 개선이 필요할 것으로 판단된다. 수축부에서 온도가 가 장 높은 지점의 온도는 570 K미만으로 파악되었 고, 설정한 연소실 두께와 냉각유량으로 냉각에 문제가 없을 것으로 판단하였다. 이를 통해 향후 연소실 제작 시 연소실 상부와 노즐 수축부의 플 랜지 부분에도 냉각수가 흐르도록 설계변경을 하 여 최종 연소실의 형상을 결정할 예정이다.

따라서 수치적으로 설계된 벽의 두께 6.5 mm 로는, 1차 연소실의 압력이 5기압 이상으로 증가 하고, 연소실의 안쪽 벽면에 닿는 가스의 온도가 1700 K이상인 경우에도 냉각수 유량을 0.1 liter/s 로 주입하면 충분한 냉각효과를 나타낼 것이다.

3.2 공기 막냉각

공기 막냉각 방식은 연소실의 상부에서 출구 방향인 y축 방향으로 분사하는 축방향 분사 방 식과 분사기에서 분사되는 공기의 유동방향과 동일한 방향으로 분사하는 접선 분사 방식의 두 가지가 있다. 본 연구에서는 접선 분사 방식을 채택하였다. 그 이유는 유동의 방향에 따른 냉각 성능의 차이가 있기 때문이다. 위의 두 가지 냉 각방식에 따른 유동해석 결과를 Fig. 7에 나타내 었다. Fig. 7(a)와 (b)는 각각 축방향 분사 공기 막냉각, 접선 분사 공기 막냉각 방식의 결과를 나타낸다. 축방향 분사의 경우, Fig. 7(a)와 같이 냉각공기가 연소실 전체에 막냉각 효과를 주지 못하고, 주 분사기와 보조 분사기의 상부까지만 효과가 나타났다. 반면에 접선 분사 방식은 축방 향 분사에 비해 냉각공기의 침투거리가 훨씬 더 긴 것을 확인할 수 있다.

이와 같이 냉각공기의 분사방법에 따라 냉각 공기의 침투거리가 다른 이유는 연소가스의 유

(a) (b)

(c) (d)

Fig. 6 Temperature contours on several cross sections with water cooling.

(a) axial air film cooling

(b) tangential air film cooling

Fig. 7 Temperature contours at the wall with the axial and the tangential air film cooling in the chamber (cold flow analysis).

동방향 때문이다.

연소가스의 흐름은 각 분사기에서 분사된 연 료와 공기에 의해, 접선방향으로 흐르는데 반해 축방향 분사 방식에서는 접선유동과 직교방향으 로 공기가 분사된다. 냉각공기는 연소가스에 비 해 상대적으로 매우 적은 유량과 운동량(전체 유 량의 10% 이내)을 가지고 있기 때문에 연소가스 의 유동과 충돌하여 충분한 막냉각 효과를 발휘 할 수 있는 운동량을 잃어버리는 것이다.

위와 같은 유동해석의 결과를 참고하여, 냉각 공기의 연소실내 침투거리를 예측할 수 있고, 연 소해석을 수행하기 전에 냉각성능을 예측할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 상대적으로 냉각성 능이 우수하다고 판단된 접선방식 공기 막냉각 을 채택하였고, 연소해석을 수행하여 연소실 벽 면에서의 열유속(heat flux), 연소실 내벽과 외벽 의 평균온도를 비교분석하였다. 그리고 연소실내 분포하는 저온의 공기 영역의 넓이와 냉각 공기 가 연소실 내부로 침투하는 정도를 비교하였다.

(a) 400 K iso-thermal surface

(b) 500 K iso-thermal surface

(c) 600 K iso-thermal surface

Fig. 8 Iso-thermal surfaces for various temperatures at the C

= 5% (combustion analysis).

2.1 절의 수냉각 해석 결과로부터 연소실 외벽 (outer wall)의 온도는 약 370 K 으로 나타났다.

따라서 막냉각과 수냉각이 적용된 복합 냉각 방

식에서는 연소실 외벽 조건을 물로 가정하여,

500 K의 등온 경계조건을 부여하였고, 단일 냉

각방식(공기 막냉각만 적용)의 경우 연소실 외벽

조건을 상온의 공기로 설정하여 대류와 복사를

고려한 혼합 열전달 방식을 적용하였다.

(a) Wall heat flux

(b) Inner wall temperature

Fig. 9 Wall heat flux and temperature as the function of the C

.

등온 벽 경계조건에거 500 K을 설정한 이유는 안전계수를 고려하였기 때문이다.

Fig. 8에 연소실의 고온과 저온 영역의 iso- thermal surface를 나타내었다. 연소실 중앙의 고온 부분이 연소가 일어나고 있는 반응지역 이 며, 벽면의 저온 영역이 slit에서 분사되는 냉각 공기 분포 지역이다. 넓은 범위의 저온 영역이 존재하지만, 앞서 언급한 것처럼 연소실 벽면 온 도는 700 K이하의 온도에서 운전되는 것이 안전 하다. 그림에서 보듯이 slit에서 분사된 공기는 연소실의 벽면에 공기막을 만들어 열부하를 감 소시키는 것을 확인할 수 있다.

냉각 유량에 따른 벽면으로의 열유속과 연소 실의 내벽의 온도를 Fig. 9에 나타내었다. 냉각 공기의 유량이 증가할수록 연소실 내벽의 온도 와 벽면으로의 열유속이 감소하였다. 그리고 복

합냉각 방식의 경우가 열유속이 더 높게 나타났 다. 이것은 연소실 외벽과 열교환을 하는 유체의 잠열이 공기보다 물이 매우 크기 때문에 연소실 벽과 상온의 공기와의 열교환을 하는 단일 냉각 방식보다 물과 열교환을 하는 복합냉각방식의 열전달 율이 더 크게 나타난다.

이 결과로 인해 연소실 내벽의 온도가 복합냉 각방식의 경우가 약 30% 더 낮게 나타났다.

그리고, 냉각 공기 비율, C

이 높을수록 열유 속과 연소실 벽면의 온도가 감소한 이유는 분사 되는 냉각 공기의 유량이 증가하여 화염과 연소 실 내벽 사이에 얇은 공기층(air film)을 만들어, 화염에서 벽면으로 전달되는 열부하를 감소시켰 기 때문이다.

연소실 벽 온도의 경우, 복합 냉각 방식의 온 도는 약 500 K 정도인 반면에 단일 냉각 방식의 온도는 700 ~ 760 K 으로 안전 운전을 위한 벽 온도(700 K이하)를 초과하였다. 따라서 air film cooling 방식을 통한 냉각을 할 경우, 단일 냉각 방식 보다는 수냉각이나 재생냉각 등 추가적인 냉각 방식과 같이 사용해야 할 것으로 판단된다.

4. 결 론

고체 입자 연소를 위한 로켓엔진 기반 소각로 의 냉각을 위한 수냉각, 공기 막냉각 방법을 적 용하여 연소실의 냉각해석을 수행하였다. 실제 연소실 제작을 위해 사용하는 냉각 방식인 수냉 각 방법을 적용하여, 연소실의 적정 두께를 6 mm로, 냉각수의 적정 분사량을 0.1 liter/s로 선 정하였다. 수냉각의 경우, 연소실의 벽이 두꺼울 수록 외벽으로 전달하는 열전달률이 감소하여 벽면의 온도가 상승하였다.

수냉각과 함께 공기 막냉각을 적용한 복합냉각

방식에 대한 수치해석을 수행하였다. 공기 막냉

각은 주 유동의 방향과 냉각공기의 분사 방향이

다를 경우 냉각성능이 현저하게 감소하는 것을

확인하였다. 연소실의 연소해석 결과, 냉각공기의

분사량이 증가함에 따라 벽면의 온도와 열유속이

감소하여 벽면으로의 열부하가 감소되었다.

후 기

본 연구는 서울대학교 차세대 우주추진 연구 센터와 연계된 미래창조과학부의 재원으로 한국 연구재단의 지원을 받아 수행한 선도연구센터지 원사업(No. 2013073861)의 연구 결과입니다.

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