1. 서 론

극초음속 영역에서의 비행은 향후 고속 수송체, 재진입체, 우주비행체 및 무기체계 등 다양한 분야에서 핵심적인 기술로 주목받고 있으며, 이에 따른 추진시스템의 고도화 요구도 점차 커지고 있다. 극초음속 비행체의 추진을 위해 현재까지 다양한 공기 흡입식 엔진이 개발되어 왔으며, 그중 대표적인 것이 램제트(ramjet)와 스크램제트(scramjet) 엔진이다. 램제트 엔진은 비교적 낮은 비행 마하수(마하 3~5)에서 효율적인 연소와 추진력을 제공하며, 스크램제트 엔진은 비행 마하수 5 이상의 영역에서 초음속 유동이 연소실 내 구현되어도 안정적인 연소를 가능하게 하는 구조로 설계된다[1,2].

그러나 실제 극초음속 비행체는 비행경로에 따라 마하수가 광범위하게 변화하게 되므로, 하나의 연소 모드만으로는 비행 전 영역을 안정적이고 효율적으로 커버하기 어렵다. 이러한 한계를 극복하기 위해 램제트와 스크램제트 두 가지 모드를 하나의 시스템에서 연속적으로 구현할 수 있는 이중모드 램제트(dual-mode ramjet 또는 dual-mode scramjet) 엔진에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다[2]. 해당 엔진은 마하 3~4.5 구간에서 램제트 모드로 작동하고, 그 이상에서는 스크램제트 모드로 자연스럽게 전환될 수 있도록 설계되며, 필요에 따라 정지추력(static thrust) 및 저속비행 기능을 확보하기 위한 RBCC(Rocket-Based Combined Cycle) 또는 TBCC(Turbine-Based Combined Cycle) 구조로 확장할 수 있다.

현재 대부분의 이중모드 램제트 엔진은 단일 연소실 내에서 두 가지 모드를 모두 구현하는 방식을 채택하고 있다. 이 방식은 구조적 단순성과 공간 효율 측면에서 장점이 있으나, 기술적으로는 매우 복잡한 연소 제어 문제를 동반한다[3]. 단일 연소실에서 램제트와 스크램제트 모드를 동시에 고려하려면 연소실 내부의 충격파 구조, 유동 속도 변화, 연료 혼합 및 점화 안정성 등 여러 요소가 복합적으로 얽히며, 특히 모드 전환 구간에서 발생하는 열질식(thermal choking) 또는 충격파-화염 간섭(shock-flame interaction) 등의 문제가 연소 안정성 저하와 성능 손실로 이어질 수 있다. 실제로 연소실 입구에서 생성되는 충격파의 위치나 구조는 비행 조건에 따라 급변하며, 이에 따라 연소실 내 유동장의 안정성을 확보하는 것이 쉽지 않다. 또한 연료 분사 위치, 분무 각도, 혼합 거리 등은 초음속 유동과 아음속 유동에 대해 서로 상반된 최적 조건을 요구하므로, 하나의 형상으로 두 가지 모드를 모두 구현하기 위한 설계는 한계가 있다[4].

이러한 한계를 극복하기 위한 대안으로 제안된 것이 연소실을 상류 연소실(scramjet용)와 하류 연소실(ramjet용)로 구분하여 구성하는 다단 연소실(staged combustor) 구조이다. 이 구조는 각 연소실을 해당 마하수 조건에 최적화하여 설계함으로써, 모드 전환 구간에서의 유동 간섭을 최소화하고 연소 안정성을 향상시킬 수 있다는 이점이 있다. 대표적인 예로는 프랑스 ONERA와 독일 DLR이 공동으로 수행한 JAPHAR(Joint Airbreathing Propulsion for Hypersonic Application and Research) 프로그램이 있으며, 이 실험 프로그램에서는 고속 조건(마하 4~6)에서 상류 스크램제트 연소실과 하류 램제트 연소실을 분리한 이중모드 연소기의 성능을 평가하였다[5,6]. 해당 연구에서는 연소 모드 전환 시 발생하는 충격파 구조의 변화를 실험적으로 관측하고, 다단 연소실 구조가 모드 전환 안정성과 연소 효율 측면에서 유리한 결과를 나타냄을 확인하였다.

또한 Sabelnikov 등은 TsAGI 및 ONERA에서의 실험 및 수치 해석을 통해, 연소실을 구분하여 구성할 경우 각 모드에 대해 보다 정밀한 유동 제어가 가능하며, 연소 모드 간 간섭을 효과적으로 억제할 수 있음을 보고하였다[7].

하지만 이와 같은 다단 연소실 역시 단순한 해법은 아니다. 스크램제트 연소실과 램제트 연소실을 개별적으로 독립 설계해 결합하는 방법을 시도해볼 수 있으나, 두 연소 구간이 공유하는 유입 유동, 열역학적 상태, 구조적 연속성 등의 조건들이 상호 연계되어 있어, 전체 시스템 관점에서 보면 상충된 설계 요구사항의 공존이라는 문제를 피할 수 없다.

예를 들어, 넓은 연소실 단면적은 아음속 유동을 더욱 감속시키는 작용을 하므로, 아음속 연소에는 도움이 되지만, 초음속 유동의 경우 유속이 더욱 증가하는 효과가 발생하므로, 연료/공기 혼합 및 연소 효율에 악영향을 미치며, 초음속 유동 구조의 붕괴가 유발될 수도 있다. 따라서 각 연소실의 형상 및 경계 조건에 대한 통합 최적 설계가 필수적으로 요구된다.

이에 따라 본 연구에서는 다단 연소실 구조를 기반으로 한 이중모드 램제트 연소기의 설계를 위해, 연소실의 길이, 단면적, 연료 분사 조건 등의 설계 변수에 따른 연소 특성 변화를 분석하였다. 단, 본 연구에서는 그동안 국내에서 많은 연구를 통해 보고가 이루어졌던 초음속 연소용 연소실에 대해서는 분석하지 않고, 아음속 연소를 구현하는 하류 연소실 분석에 집중하였다.

2. 램제트 연소기의 다양한 보염 방법

램제트 연소기의 가장 핵심적인 기술적 과제 중 하나는 안정적인 연소의 유지(flame stabilization)이다. 이를 위해 연소실 내 화염을 고정시키는 다양한 형상의 flameholder가 연구되어 왔다.

2.1 Bluff body 및 Flat plate 방식(1940s-1950s)

Bluff body 또는 Flat plate 형상은 램제트 연소기에서 가장 전통적인 flameholder 방식으로, 1940년대 말부터 1950년대 초 미국 NACA 및 NASA의 연소기 실험에서 폭넓게 사용되었다. 이 방식은 유동 내부에 Flat plate 또는 Bluff body를 삽입하여, 그 후류 영역에 재순환 영역을 형성하고 화염이 고정되도록 하는 방식이다[8].

이 방식은 단순한 구조에도 불구하고 연료-공기 혼합이 비교적 용이하고, flame anchoring이 직관적으로 발생하기 때문에 연소기 형상의 기초 실험 및 저속 유동 조건에서 강건한 flame holding 성능을 제공한다. 그러나 Bluff body 방식은 몇 가지 중요한 한계를 가진다. 첫째, 구조물 자체가 유동을 강하게 방해하여 큰 압력 손실을 유발한다. 둘째, 초음속 유동 조건에서는 유로 차단, shock-vortex 상호작용 및 열응력 집중 등의 문제가 발생할 수 있으며, 연소 불안정성과 전체 엔진 성능 저하로 이어질 수 있다.

이러한 이유로, 초음속 연소기나 이중모드 램제트 엔진과 같이 모드 전환이 필요한 조건에서는 부적합한 flame holding 방식으로 평가된다.

2.2 V-gutter flameholder(1950s-1960s)

V-gutter 방식은 Bluff body flameholder의 발전된 형태로, 1950년대 중반부터 미국의 군용 램제트 및 터보제트 엔진에서 널리 적용되었다. 이 방식은 V자 형상의 금속판 또는 채널 구조물을 유로에 배치하고, 구조물 하류에 재순환 유동을 형성하여, 화염을 안정적으로 고정하는 방식이다.

V-gutter는 구조적으로 매우 단순하면서도 높은 flame holding 성능을 보이기 때문에, 특히 연소 안정성이 중요한 저속 또는 중고속 조건에서의 램제트 연소기에 널리 사용되었다. 대표적인 예로 1950년대에 개발된 BOMARC 미사일에 탑재된 램제트 연소기 내부에 V-gutter flameholder가 채택되었으며, 실제 비행 환경에서도 우수한 점화 성능과 연소 안정성을 확보한 사례로 기록되어 있다[9].

V-gutter의 가장 큰 장점은 넓은 연료 혼합 공간 확보, 강한 재순환 유동 형성, 그리고 높은 flame holding 성능이다. 특히 다양한 연료 유형(액체/기체)에 대해서도 안정적으로 작동하며, 단순한 구조 덕분에 제작과 유지보수 측면에서도 이점이 있다. 반면, 고속 또는 초음속 유동 조건에서는 Bluff body 및 Flat plate에서와 유사하게, 압력 손실, 유로 차단, 열응력 집중 및 연소 불안정 등의 문제가 나타날 수 있다. 따라서 V-gutter flameholder 역시 초음속 유동이 유지되어야 하는 스크램제트 또는 이중모드 램제트 연소기 조건에서는 적용이 제한된다.

2.3 Dump combustor 구조(1960s-1970s)

Dump combustor는 연소실 입구에서 유로의 단면적을 급격히 확장하여 유동 분리와 재순환 유동을 유도함으로써, 별도의 장애물 없이도 화염을 고정할 수 있도록 설계된 구조이다. 1960년대 이후 다양한 연소기 실험에서 채택되었으며, Bluff body나 V-gutter와 같은 고전적 flameholder에 비해 구조적으로 단순하고, 압력 손실이 상대적으로 적다는 장점을 가진다. 특히 유로를 전혀 차단하지 않기 때문에 초음속 유동의 유지가 필요한 조건에 유리하다. 다만, 이 구조는 유동 조건(속도, Reynolds 수), 연료 분사 위치, 벽면 마찰 상태 등에 따라 재순환 유동의 강도와 위치가 크게 달라질 수 있으며, 특정 조건에서는 화염이 안정적으로 고정되지 않고 진동하거나, 화염이 소실될 수 있다는 단점이 있다.

Dump combustor는 NASA의 항공우주 추진기관의 실험용 연소기에서도 활발히 사용되었으며, 1970년대에 개발된 ASALAM PTV에도 적용된 바 있다[10].

2.4 Strut-based flameholder(1980s-1990s)

Strut-based flameholder는 연소기 내부 또는 유입구에 지지 구조물(strut)을 배치하여, 이 구조가 유동 내 장애물 역할을 하며 화염을 고정시키는 동시에 연료를 분사할 수 있도록 한 방식이다. 이는 원래 초음속 유동 조건에서 연료 혼합과 flame holding 문제를 동시에 해결하기 위해 스크램제트용으로 개발되었으나, 이후 고마하수 램제트 실험기나 이중모드 램제트 연소기에서도 제한적으로 적용된 바 있다[11].

Strut은 일반적으로 얇고 긴 형상으로 유동 방향을 따라 배치되며, 그 후류 영역에서 재순환 유동이 형성되어 화염이 고정된다. 이 구조는 유로를 전체적으로 차단하지 않으면서도 주 유동 내 연료 분사, 혼합 거리 확보, 점화 위치 제어가 가능하다는 점에서 장점을 가진다. 특히 연료 분사 위치와 각도를 제어함으로써 혼합 효율과 연소 안정성을 향상시킬 수 있어, 최근 수치 해석 기반 최적화 연구에서도 자주 사용되고 있다.

그러나 Strut 기반 구조는 다음과 같은 기술적 한계를 동반한다. 첫째, Strut 자체가 고온 유동과 직접 접촉하므로 냉각 설계가 필수적이다. 둘째, 구조물 자체가 길고 얇기 때문에 구조물 진동, 열응력 집중, 그리고 기계적 안정성을 동시에 고려해야 한다. 셋째, 단일 Strut 구조로는 충분한 후류 공간이 확보되지 않거나, 재순환 유동이 미약하여 flame anchoring이 어려울 수 있다.

이러한 점에서 Strut-based flameholder는 Bluff body나 Dump combustor처럼 전통적인 램제트 연소기에서는 드물게 사용되지만, 고마하수 유동 조건 또는 실험적 설계에서는 유효한 방식으로 간주된다.

2.5 Trapped vortex combustor(2000s-현재)

TVC(Trapped Vortex Combustor)는 연소실 내부 또는 벽면에 공동(cavity) 구조를 형성하여, 이 공간에 강한 와류를 유도함으로써 화염을 고정시킨다. 기존의 Bluff body, V-gutter, Dump combustor 방식과 달리, 유로를 직접적으로 차단하지 않으면서도, 공동 내에 재순환 영역을 형성하여 flame holding을 실현하는 것이 핵심 원리이다.

TVC는 2000년대 초, 미 공군연구소의 Roquemore 박사 연구팀에 의해 가스터빈 연소기의 연소 안정성과 NOX 배출 저감을 위한 구조로 처음 제안되었으며, 이후 다양한 실험 및 수치 해석 연구를 통해 성능이 검증되었다[12].

특히 TVC는 기존 Dump combustor의 한계인 재순환 영역의 불확실성과 화염 위치의 불안정성을 보완할 수 있으며, 화염의 진동 억제, 모드 전환 시 연소 불안정성 완화, 혼합-연소 구간의 공간적 분리 등에서 효과적이다.

본 연구에서는 이 개념을 기반으로 새로운 flame holding 구조를 제안하고자 한다.

3. 전산 해석 방법

3.1 기본 형상

본 연구에서는 초음속 연소를 위한 상류 연소실에 연결되는 아음속 연소용 하류 연소실 형상을 주 연구 대상으로 두었다. 상류 연소실은 1.5° 확장각을 갖고 하류 방향으로 팽창하며, 하류 연소실은 상류 연소실에 후향 계단형으로 부착된다. 본 연구에서 고찰하고자 하는 하류 연소실의 기본 형상은 Fig. 1에 나타난 바와 같다. 이 형상을 기본으로 두고, 격벽 배치 및 연료 인젝터 위치 조정 등을 통해 연소 성능을 증진시키고자 하였다. 이때 전산 해석의 계산 시간을 줄이고자 절반의 대칭 형상으로 해석하였으며, 기본 형상에 대한 주요 수치는 Table 1에 정리하였다. 기본 형상에서 연료는 5개의 원형 분사구가 2열로 배치되어 수직으로 분사된다.

Fig. 1.

Schematic of the baseline model.

3.2 수치 기법 및 경계 조건

본 연구에서는 아음속 연소용 하류 연소실의 연소 특성 분석을 위해, 상용 코드인 ANSYS Fluent를 이용하여 전산 해석을 수행하였다. 이때, RANS(Reynolds-Averaged Navier-Stokes) 기반의 Density-based solver를 사용했으며, 거시적인 유동 구조와 평균적인 연소 특성을 파악하는데 주된 목적이 있으므로, 정상 상태 해석을 수행하였다. 난류 해석을 위해 SST(Shear Stress Transport) k-ω 모델을 적용하였다. SST 모델은 램/스크램제트 연소기와 같이 복잡한 내부 유동 해석에 적합한 것으로 알려져 있다. C2H4의 연소 반응 해석을 위해서는 Finite rate/Eddy dissipation 모델을 적용했다. 화학 반응 모델은 전산 해석의 비용과 시간을 줄이기 위하여 ethylene-air one step reaction으로 가정하여 해석을 수행하였다.

Table 2는 본 전산 해석에 적용된 경계 조건을 정리한 것이다. 벽면은 단열 조건이며, 유입 공기의 조건은 모든 케이스에 동일하게 적용되었다. 연료 조건은 케이스 별로 다르게 설정되었으며, 이에 대한 상세 조건은 Table 3에 정리하였다. 격자계는 Fig. 2에 나타내었다. 전산 해석을 위한 격자계 수는 모델 형상에 따라 다르지만, 약 40만 개로 두었으며, 114만 개 수준으로 격자 개수를 늘린 경우에도 동일한 해석 결과를 나타내는 것을 확인하였으며, 해당 결과를 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 2.

Grid system of the baseline model.

Fig. 3.

Comparison of C2H4 mass fraction.

4. 전산해석 결과

4.1 Baseline 연소기의 연료, 공기 혼합 특성

앞서 설명한 수치 기법을 이용하여, Baseline 연소기 내 비반응 유동장을 해석하고, 연료, 공기 혼합특성을 분석했다. Fig. 4에는 Back-step 상류에서 수직 분사된 C2H4 연료(φ=0.105)가 상류에서 공급되는 공기와 혼합되는 과정을 해석한 결과 중 C2H4의 질량 분율 및 streamline을 나타냈다.

Fig. 4.

C2H4 mass fraction and streamlines for the baseline model.

그림을 살펴보면, 인젝터에서 분사된 연료가 상류 공기와 혼합되며, 하류로 이동하는 것을 볼 수 있으나, 연료 농도가 짙은 영역이 그렇지 않은 영역과 명확히 구분되어, 적절한 농도의 연료, 공기 혼합은 원활하지 않은 것을 알 수 있다. C2H4의 경우 공기와 혼합되는 경우, 질량 분율이 0.0637이 되어야 당량비가 1이 되므로, 활발한 연소를 위해서는 이에 준하는 질량 분율 구간이 연소실 내부에 일정 영역 이상 존재해야 한다. 그러나, 그림 우측의 streamline을 보면, Back-step 하류에 형성된 재순환 영역의 길이가 지나치게 길어, 연료가 너무 많은 양의 공기와 혼합되고 있으며, 전체적으로 연소실 내 연료 농도가 낮게 나타나고 있음을 알 수 있다. 따라서, 본 연소기의 경우, 연소 반응을 고려하더라도, 연소 효율이 낮게 나타날 것으로 예측할 수 있다.

4.2 TVC의 연료, 공기 혼합 특성

연소기 내에서 생성되는 재순환 영역의 크기를 조절하는 경우, 일정 농도 이상의 연료, 공기 혼합기체를 생성하고 이를 일정 구간에 안정적으로 위치시킬 수 있다. 이를 위해, Back-step 하류에 격벽을 설치한 TVC를 구성하고, 연소실 내 비반응 유동장을 해석하였다.

연소실 내 격벽 배치에 따른 연료, 공기 혼합특성을 분석하기 위해 3가지 서로 다른 연소기 형상에 대해 전산 해석을 수행했다. CaseT1은 격벽 설치를 통해 생성되는 공동의 길이-깊이 비(L/D)를 3으로 설정한 기본 형상이다. CaseT2는 재순환 영역의 크기를 조절하기 위해 CaseT1보다 격벽의 높이를 낮춘 형상이다. CaseT3는 TVC와 관련된 선행연구 결과를 참고하여, 공동의 길이-깊이 비를 1.24로 낮춘 형상이다[13,14].

Fig. 5는 세 가지 형상의 연소기에서 연료와 공기가 혼합현상을 해석한 결과 중 C2H4의 질량 분율과 streamline을 나타냈다. 이때 연료 분사 조건은 Baseline 연소기의 경우와 동일하게 두었다. Fig. 5(a)에 나타낸 CaseT1의 경우 streamline을 보면, 공동 내에 재순환 영역이 안정적으로 자리잡고 있으나, 재순환 영역의 높이가 높아, 상류에서 유입되는 연료가 공동 내로 잘 유입되지 못하는 것을 확인할 수 있다. 이를 정량적으로 확인하기 위하여, Back-step 벽면과 격벽으로 둘러싸인 육면체의 부피에 대하여 C2H4의 질량 분율을 volume-averaged 방법으로 계산하였다. 이 경우 공동 내 평균 C2H4의 질량 분율은 0.0195로, 당량비 기준 약 0.31이다. Fig. 5(b)에 나타낸 CaseT2의 경우에는 격벽의 높이를 낮춰 재순환 영역의 높이가 낮아졌기 때문에, 상류에서 유입되는 연료의 일부가 공동 내로 유입되고 있다. 그러나, 공동으로 유입되는 연료량은 많지 않은 것을 알 수 있다. 공동 내 평균 C2H4의 질량 분율은 0.0366으로, 당량비 기준 약 0.57이다. Fig. 5(c)에 나타낸 CaseT3은 길이-깊이 비를 1.24로 줄인 형상으로, 공동 내에 작은 재순환 영역이 생성되었고, 상당량의 연료가 공동 내로 유입되는 것을 확인할 수 있다. 공동 내 평균 C2H4의 질량 분율은 0.0841로, 당량비 기준 약 1.32가 되어, 국소적으로 당량비가 1에 가까운 영역에서부터 점화가 되어 공동 내에 활발한 연소가 발생하고, 하류에서 추가 연소가 발생할 수 있을 것으로 기대할 수 있다.

Fig. 5.

C2H4 mass fraction and streamlines for TVCs.

4.3 TVC의 연소 특성

앞서 연료, 공기 혼합성능 테스트에서 CaseT3가 가장 높은 혼합성능을 보이는 형상으로 확인되었다. 이에 따라 본 절에서는 CaseT3를 고정된 형상 조건으로 설정한 후, 당량비 변화에 따른 연소 특성을 분석하였다. 연소 특성 분석을 위해, 연소실 내 온도 분포, 연료량 분포, streamline, 연소기 출구 온도, 연소 효율 등을 산출하였는데, 이때 연소 효율은 다음의 식으로 계산하였다.

여기서 m˙C2H4,Injected는 공급된 총 C2H4의 질량 유량, m˙C2H4,Outlet은 연소기 출구에서 미반응 상태로 잔존한 C2H4의 질량유량이다.

Fig. 6에는 CaseT3 공동 상류에서 분사되는 연료량을 변화시켰을 때, 연소 현상을 해석한 결과 중 연소실 내 온도 분포, 연료량 분포 및 streamline을 나타냈다. Fig. 6(a)에 나타난 바와 같이, 당량비가 0.105로 다소 낮은 경우에는 Fig. 5(c)와 유사하게 연료가 공동 내부로 잘 유입되도록 streamline이 형성되었으며, 그로 인해 약 2600 K에 달하는 고온 영역이 공동 내부 및 연소기 하단부에 고르게 분포되어있는 것을 알 수 있다. C2H4의 질량 분율을 보면, 활발한 연소로 연료가 조기에 소진되어, 공동 내에서도 연료량이 매우 적은 것을 알 수 있다. Table 4에 연소 성능을 나타냈으며, 연소 효율은 82.21%로 나타났다. 그러나, 연소기 상부에는 연소에 참여하지 않은 낮은 온도의 공기가 그대로 배출되므로, 연소기 출구에서의 평균 온도는 1138.68 K로 나타났다.

Fig. 6(b)에 나타난 바와 같이, 연료 당량비를 0.8로 늘린 경우에는 연료 분사압이 높아지기 때문에 연료 인젝터로부터 형성되는 streamline이 공동 내부를 지나쳐 하류로 연결되고 있음을 확인할 수 있다. C2H4의 질량 분율을 보면, 공동 내에서 일부 연료가 소모되는 것도 확인되지만, 상당량의 연료가 연소되지 않고 하류로 흘러가고 있음을 알 수 있다. 이로 인해, 전체적으로 연소실 내 고온 영역이 2200 K 내외로 다소 낮게 유지되는 것을 알 수 있다. Table 4에 연소 성능을 나타냈으며, 연소 효율은 36.8%로 낮게 나타났다. 그럼에도 불구하고, 앞선 경우보다 연료 투입량이 약 8배가량 많기 때문에 연소기 출구에서의 온도는 1591.1 K로 높게 나타났다.

Fig. 6.

Streamlines and contours of C2H4 mass fraction and temperature.

4.4 TVC의 연소 성능 개선

앞선 결과에서 TVC의 공동 상류에서 분사하는 연료의 양을 지나치게 늘이는 경우, 분사압이 높아져 상당량의 연료가 공동 내에 유입되지 못하는 문제가 있었다. 또한, 앞선 4.1절에서 확인한 바와 같이 당량비 0.105 수준의 연료를 분사하는 경우 공동 내 당량비가 약 1.32가 되므로, 공동 상류에서 더 많은 연료를 투입한다고 해도, 공동 내에 연료 농도가 지나치게 높아, 연소 성능이 오히려 저하될 수 있다. 그러나, 흡입된 공기량을 충분히 활용하기 위해서는 연료 당량비 0.7~0.8 수준은 유지되어야 하므로, 공동 상류 이외의 위치에서 추가적인 연료 분사가 필수적이다.

본 절에서는 공동 상류에 당량비 0.105의 연료를 분사하고, 다른 위치에서 당량비 0.695의 연료를 추가적으로 분사하여, 총 연료 당량비 0.8을 분사, 연소하는 방법을 모색하였다.

Fig. 7(a)는 공동 격벽 하류 아랫벽면에서 연료를 추가로 분사한 경우를 해석한 결과 중, 연소실 내 온도 분포, 연료량 분포 및 streamline을 나타낸 그림이다. 그림 상의 연료량과 온도 분포를 살펴보면, 공동 내부에서는 활발하게 연소가 발생하여, 연료가 이미 대부분 소진되고 있고, 2600 K 수준의 고온이 유지되는 것을 알 수 있다. 그러나, 공동 격벽 하류 아랫벽면에서 추가된 연료는 상당량이 연소되지 않고 하류로 흘러가고 있으며, 이로 인해 연소실 내 고온부도 약 1600 K 내외로 낮게 나타남을 알 수 있다. Table 5에 해당 조건에서의 연소 성능을 정리하였다. 연소 효율은 31.97%로 낮게 나타났으며, 연소기 출구 평균온도 또한 1469.44 K로 연소 성능 개선 효과가 그다지 높지 않다.

Fig. 7(b)는 공동 격벽 하류의 윗벽에서 연료를 추가로 분사한 경우를 해석한 결과 중, 연소실 내 온도 분포, 연료량 분포 및 streamline을 나타낸 그림이다. 이때 윗벽에는 재순환 영역 형성을 위해 작은 격벽을 추가 설치했다. 그림 상의 온도 분포를 살펴보면, 아랫벽면에 설치된 공동에서는 활발한 연소로 2600 K의 고온 영역이 형성되었으며, 이 고온 영역이 연소기 출구까지 얇게나마 이어지고 있는 것을 알 수 있다. 연소기 윗벽면에서도 작은 격벽 하류에서부터 연소로 인한 고온 영역이 형성되는 것을 알 수 있으나, 온도는 2300 K 내외로 연소실 하단부 보다는 다소 낮다. 본 형상의 경우, 연소 성능을 Table 5에 나타내었다. 연소 효율은 46.88%이며, 연소기 출구 평균 온도는 1712.47 K로 나타나, 앞선 경우보다는 연소 성능이 다소 개선된 것을 알 수 있다. 이는 연소기 아랫벽면에는 유입된 공기는 연소로 이미 많이 소모된 반면, 윗벽면 근처에는 연소에 참여하지 않은 미연소 공기량이 많기 때문에, 윗벽면에서 연료를 분사하는 것이 미연소 공기 활용 측면에서 이득이 있기 때문인 것으로 해석할 수 있다.

Fig. 7.

Streamlines and contours of C2H4 mass fraction and temperature.

4.5 대칭 확장형 연소기의 연소 성능 분석

이중모드 연소실 적용을 위해 압력손실 및 유로차단을 최소화한 연소기를 개발하고자, 아무런 장애물이 없는 Dump combustor형 Baseline 연소기에서 시작하여, 재순환 영역을 안정화시키기 위한 최소한의 장애물이라고 할 수 있는 공동 격벽 설치, 연료 분사량 극대화를 위한 연료 다중분사 등 다양한 시도와 함께 전산 해석 및 성능 분석을 수행했다.

시스템 개발의 입장에서는 연소실 상단과 하단에서 연료를 다중 분사하는 것은 연료 라인, 밸브류 공간 배치 측면에서 어려운 점이 많기 때문에, 가능한 한 회피하고자 하는 설계안이다. 그러나, 현재까지 분석 결과에 따르면, 유입된 공기를 최대한 많이 소진하기 위해서는, 연료가 유입 공기를 포위하듯 분사하는 것이 유리하다. 연료분사를 연소실 상하부 벽면에서 모두 분사하는 안을 일단 수용한다면, 몇 가지 다른 개념의 설계안을 고려해볼 수 있다.

본 절에서는, 본 연구진이 시도해본 여러 방안 중에서 가장 좋은 성능을 나타낸 형상을 소개하고자 한다.

Fig. 8에는 본 연구에서 제안하는 새로운 형태의 연소실 형상을 나타냈다. 그림에 나타난 바와 같이, 일단 연소실은 거의 상하 대칭으로 이루어져 있다. 다만 확장부 상류 연소실 하부벽면이 약 1.5° 확장각을 갖고 있으므로, 완전한 상하 대칭은 아니다. 확장부 하류에는 TVC의 공동 격벽과 유사한 격벽이 하류 방향으로 45° 각도로 기울어져 있으며, 연료는 이 격벽 상류에서 수평방향으로 분사된다. 사실상 이러한 형태는 공동을 형성하는 설계안이라기보다 V-gutter형 flameholder를 응용하는 형태로 볼 수 있다. 즉, 1개의 V-gutter를 반으로 나눠 상, 하부 벽면에 경사 격벽처럼 배치한 것으로 볼 수 있는 것이다. 이 경우 V-gutter를 연소실 중앙에 배치하는 경우보다 압력 손실, 유로 차단이 적기 때문에, 동일 연소기에서 스크램모드로 운영되었을 때에도 좋은 성능을 기대할 수 있다.

Fig. 8.

Schematic of CaseT3FHSYM.

Fig. 9는 본 연구에서 제안하는 대칭확장형 연소기의 연소 현상을 해석한 결과 중, 연소실 내 온도 분포, 연료량 분포 및 streamline을 나타낸 그림이다. 이때, 공기 유량 및 연료 유량은 앞선 결과들의 조건과 동일하다. 그림의 streamline을 살펴보면, 재순환 영역이 연소실 확장부 및 경사격벽 하류에 형성되어, 연료 및 공기가 두 번에 걸쳐 혼합되게 됨을 알 수 있다. C2H4의 질량 분율을 살펴보면, 경사 격벽 상류에서 분사된 연료가 연소실 확장부에서 혼합되었지만, 연소가 바로 일어나진 않고 있으며, 경사 격벽 하류에서 연소되며 활발하게 소진되는 모습을 확인할 수 있다. 이는 본 연소기의 경우 공동형 flameholder 보다 V-gutter 형 flameholder가 적용된 연소기와 유사한 연소 특성을 보이는 것으로 볼 수 있다. 온도 분포를 살펴보면, 연소실 상하부에 설치된 경사 격벽 하류에서 생성되는 고온 영역은 하류로 갈수록 점점 더 넓어지고 있으며, 연소실 출구 근처에서는 연소실 단면적 대부분이 2600 K 내외의 고온을 유지하게 됨을 알 수 있다. 본 연소실의 연소성능은 Table 6에 정리하였다. 연소 효율 97.94%이며, 연소기 출구 평균온도는 2132.47 K로 나타나 이제까지 소개한 연소실 형상 중에서 가장 좋은 성능을 나타냈다.

Fig. 9.

Streamlines and contours of C2H4 mass fraction and temperature for CaseT3FHSYM.

추가적으로, 해당 형상에 대해 전압력 손실을 평가하였으며, 전압력 회복률은 다음의 식으로 계산하였다.

각 Case 별 전압력 회복률을 Table 7에 나타냈으며, CaseT3FHSYM의 전압력 회복률이 가장 낮은 것을 확인할 수 있다. 이는 화염 안정성을 위해 상하부에 TVC가 모두 적용되어, 다른 형상에 비해 전압력 손실이 상대적으로 크기 때문이다. 그러나 85%의 전압력 회복률은 실제 엔진 운용에 충분한 수준이다. 따라서, 해당 Case가 우수한 연소 성능을 확보하면서 전압력 손실을 허용 가능한 범위 내로 유지한, 가장 균형 잡힌 설계로 평가할 수 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 다단 연소실 구조를 기반으로 한 이중모드 램제트 엔진의 아음속 연소용 하류 연소실 형상 설계를 위해 다양한 설계 형상 변수에 대한 수치 해석적 연구를 수행하였다. 수치 해석은 ANSYS Fluent를 이용하여 RANS 기반 Density-based solver와 SST k-ω 난류 모델, Finite rate/Eddy dissipation 연소 모델을 적용하여 수행하였다.

기본 형상(baseline) 연소기의 경우, 상류에서 분사된 연료가 재순환 영역을 따라 하류로 이동하며 공기와의 혼합이 충분하지 않아 낮은 연료 농도 분포가 나타났다. 이로 인해 하류에서의 연소 반응이 제한적이며 전반적으로 낮은 연소 성능이 예상되었다.

TVC 형상에서는 격벽 설치에 의해 공동 내부에 재순환 영역이 형성되었으며, 격벽 형상과 위치에 따라 연료-공기 혼합 특성이 뚜렷하게 달라졌다. 공동 길이-깊이 비(L/D)가 큰 형상에서는 혼합기 유입이 제한적이었고, 공동 높이를 낮춘 형상에서는 일부 연료가 공동 내로 유입되었으나 여전히 혼합 농도가 낮았다. L/D 비가 가장 작은 형상에서는 공동 내로 충분한 연료가 유입되어 평균 질량 분율 0.0841, 당량비 약 1.32 수준의 혼합기가 형성되었으며, 이는 공동 내부 및 하류에서의 활발한 연소로 이어졌다.

TVC 연소 성능 분석 결과, 당량비 0.105의 저연료 조건에서는 연소 효율 82.21%, 출구 평균온도 1138.68 K가 나타났으나, 당량비 0.8로 연료를 증가시킨 경우 연소 효율이 36.8%로 급격히 저하되고 출구 온도는 1591.1 K로 상승하였다. 이를 개선하기 위해 하류 추가 분사 전략을 적용하였으며, 아랫벽 분사 시 연소 효율 31.97%, 윗벽 분사 시 46.88%로 일부 개선되었으나, 여전히 공기 소진율 측면에서는 한계가 있었다.

최종적으로, 상하 대칭확장형 연소기를 제안하였다. 이 형상은 상하부 경사 격벽과 다중 연료 분사 구조를 적용하여 유동 확산과 혼합 영역 확장을 동시에 유도하였다. 그 결과, 연소 효율 97.94%, 출구 평균온도 2132.47 K로 본 연구에서 가장 우수한 연소 성능을 나타냈다.

본 연구에서 제안한 대칭확장형 연소기 형상은 향후 이중모드 램제트 엔진의 하류 연소실 형상 설계 시 연소 효율 향상과 공기 소진율 최적화를 위한 효과적인 설계 대안으로 활용될 수 있을 것이다.