1. 서 론

초음속 연소기는 극초음속 비행체용 스크램젯 엔진의 핵심 구성품으로서, 흡입구를 통해 흡입된 유동의 속도가 매우 빠른 것을 특징으로 한다[1,2]. 이는 점화 및 화염 유지가 매우 중요한 이슈로 꼽히게 하는 원인으로 작용한다. 특히 액체 상 연료를 사용할 시에는 연소실 내 분사-미립화-증발 과정[3]이 난류혼합-연소 이전의 단계[4]에서 추가로 필요하며, 이는 점화 및 화염 유지 이슈를 더욱 심화시키는 요인으로 작용한다. 따라서 액체 상 연료를 사용하는 초음속 연소기에서, 연료 분사기는 높은 연료 미립화 성능을 보장하여야 한다[5,6].

초음속 연소기에서는 연료-공기 혼합 또한 매우 중요한 문제이다. 이는 보염기를 제외하고, 재순환 영역이 거의 존재하지 않는 초음속 연소기의 형상적 특징과, 매우 짧은 연소실 내 유동의 체류 시간(flow through time, FTT), 그리고 고속으로 인한 큰 운동량으로 인하여 기인되는 문제이다. 통상적 비행 조건(비행 마하수≈5.0) 수준에서 흡입된 유동의 연소실 내 체류 시간은 수 ms(millisecond) 이하 로서 매우 짧다. 따라서 초음속 연소기 내에서 분사된 연료는 흡입 유동과 평행한 방향으로만 존재하며, 유동과 수직된 방향으로는 확산되지 못할 가능성이 항시 존재한다. 연료가 충분히 확산되지 못하여 낮은 연료-공기 혼합 성능을 보이는 상태에서는, 연소기 내 공기 및 연료가 연소 과정에 충분히 활용되지 못하고 연소기 출구를 빠져나가게 된다. 이는 난류 혼합이 지배하는 초음속 연소기에서 심각한 문제이며, 혼합 효율, 연소 효율 및 추력 성능의 저하를 야기한다. 따라서 연료 분사기는 높은 연료-공기 혼합 성능을 가질 수 있도록 설계되어야 한다.

초음속 연소기에서 연료 분사기는, 벽면 분사형(wall injected type)과 파일런형(pylon type)으로 나눌 수 있다. 벽면 분사형이 공기 유동의 가장자리에서 연료를 분사하는 것과는 달리, 파일런형은 흡입공기 유동의 중심부에서 연료를 분사시킴으로서 상대적으로 높은 연료-공기 혼합 성능을 달성할 수 있다. 다만, 이 형태는 유동의 전압력 손실이 커지므로 추력 성능 면에서 이득이 있는지는 별도로 따져보아야 할 문제이다.

동일한 연료 분사기 형태에서도 연료 분사구(injection hole)의 형상에 따라 연료-공기 혼합 성능이 달라질 수 있다. 복잡한 유체역학적 구조를 가지는 단일 분사 제트의 연구들을 되짚어 볼 때, 분사구의 면적, 분사 압력은 연료-공기 혼합에 큰 영향을 미치는 연료 침투거리(jet penetration length)를 결정짓는 주요 요소들이다. 또한 다중 분사구를 고려 시, 각 제트-제트의 반전 와류쌍(counter- rotating vortex pair, CRVP) 간의 상호작용 및 제트와 벽면의 상호작용, 그리고 국소적 아음속 영역의 화염 형성-발달에 대한 영향을 고려한 분사구의 배치가 수반되어야 한다[7,8].

본 연구에서는 벽면 분사형 연료 분사기의 분사구 형상이 점화 및 화염 유지, 그리고 연소 성능에 미치는 영향을 확인하고자 하였다. 이를 위하여, 동일한 재생 냉각 초음속 연소기에 총 네 가지의 분사구를 적용, 여러 연료 유량 범위에서의 지상 연소 시험을 수행하였다. 각 조건에서 벽면 정압력, 연료 온도, 가시화 사진 및 이론 계산 인자들을 통하여 각 연료 분사구들이 점화, 화염유지 및 연소 성능에 가지는 특성 변화를 실험적으로 확인하였다.

2. 연구 방법

2.1 시험 설비

본 연구에서는 Fig. 1과 같은 직결형 초음속 연소기 (direct-connected supersonic combustor, DCSC) 지상 연소 시험 설비가 사용되었다. 이 설비의 제원과 상세한 구성은 Yang 등[9]에 기술되어 있다. 연소기에 공급되는 고 엔탈피 공기는 전기식 공기 가열기(electric air heater, EAH)와 연소식 가열기(vitiated air heater, VAH)를 함께 사용하여 만들어진다. 연소식 가열기에서 소모되는 산소를 보충, 산소의 질량분율을 23% 로 맞추어 공급한다.

Fig. 1.

Direct-connected supersonic combustor test rig.

2.2 시험 모델: 재생 냉각 초음속 연소기

본 연구의 시험 모델은 재생 냉각 초음속 연소기로서 Fig. 2와 같다. 직결형 시험 설비에서 시험 할 수 있는 연소기로서, Fig. 2에는 격리부(isolator) 및 연소기만 도시하였다. 격리부 입구를 기준으로 유로의 단면 크기는 폭 70 mm, 높이 32 mm 이다. 격리부 하류까지는 유로의 단면적이 일정하나, 이후 1.7°, 2.5° 의 팽창각을 가지고 연소실이 확장된다. 연소기의 전체 길이는 1,027 mm 이며, 연소기 아랫면에 2개의 공동형 보염기(cavit type flameholder)가 직렬로 설치되어 있다. 보염기는 바닥면 기준 길이 41 mm, 깊이 15 mm 이며, 램프 각도는 45° 이다. 재생 냉각 열교환기는 연소기 출구에 가까운 영역의 윗면, 아랫면에 각각 1개씩 설치되어 있다. 각 열교환기의 전체 길이는 310 mm, 열교환 유로의 길이는 290 mm 이다. 재생 냉각 채널의 설계는 Yang의 연구를 통해 도출되었다[10].

Fig. 2.

Tandem cavity kerosene-fueled supersonic combustor with regenerative heat exchanger.

본 연구에서 사용된 벽면 분사형 연료 분사기는 총 네 가지이며, 보염기의 상류에 위치하고 있다. 연료 분사기를 블록으로 제작, 다른 연료 분사구 형상을 갖는 블록으로 교체 가능하도록 하였다. 본 연구에서 시험한 연료 분사구 형상은 Table 1에 도시한 바와 같이 총 네 가지 이다.

1번 형상은 각 분사구의 지름이 1.0 mm 인 수직 분사구 4개가 유동 방향 기준, 횡 방향으로 배열되어 있다. 2번 형상은 분사구 개수 및 각 분사구의 면적은 동일하나, 30°의 각을 갖는 경사 분사기 1개와 수직 분사기 1개를 한 쌍으로, 두 쌍을 유동 방향 대비 횡 방향으로 배열하였다. 3번 형상은 1번 형상 대비, 분사구 개수가 절반으로 줄어들지만 각 분사구의 면적이 2배이며, 4번 형상은 반대로 분사구 개수가 2배가 되고, 각 분사구의 면적은 절반이다.

2.3 시험 조건

본 연구에서는 비행 마하 수 5를 고려, 초음속 유동을 모사하였다. 연소기 모델 입구, 즉 격리부 입구를 기준으로 유동 마하 수 2, 유동 전압력 825 Kpa,a, 유동 전온도 1,050°C 의 초음속 유동이 유입되며, 유량은 1.07 kg/s 이다. 시험 절차는 Yang 등[11]의 시험 절차와 동일하다. 모든 연료 분사구 조건에 대해 총 여섯 가지의 연료 공급 조건, 4, 8, 12, 16, 18, 20 g/s 를 부과하여 시험을 수행하였다. 일부 연료 공급 조건에서는 점화 및 화염 유지에 실패하였다. 이에 대한 결과 분석은 이어지는 절에서 기술될 것이다.

2.4 측정 및 분석 방법

본 실험에서 획득한 데이터로는, 설비 제어 인자 외에 시험 조건 정의 인자(마하 수 노즐의 입구 압력, 온도 및 연료 유량 등)와 연소기 내 벽면 정압력이 있다. 벽면 정압력 데이터는 연소기의 윗면에서 유동 방향을 따라 20 mm 혹은 40 mm 간격으로 획득되었다. 측정된 벽면 정압력 데이터는 연소기 내 연소 반응 정도를 정성적으로 비교하는에 활용하였다. 또한 반응 유동 및 비반응 유동장의 벽면 정압력 데이터를 활용, 압력을 면적에 따라 수치적분 함으로서 추력 증가량(△F) 및 비연료 소모율(specific fuel consumption, SCF)을 계산-비교하였다.

본 연구의 초음속 연소기는 재생 냉각 초음속 연소기로서, 연료 분사기 형상에 따른 연소 성능과 연료 온도의 결합(coupling) 된 특성을 살펴보는데 그 목적이 있다. 따라서 연료 분사기 형상에 따른 연료 예가열(pre-heating) 량을 확인하기 위하여, 연료 공급 경로 상 여러 지점에서의 연료의 압력 및 온도를 측정하였다.

더불어 연소 반응의 정도 확인에 대한 보조적 수단 및 화염 구조 가시화를 위하여, 연료 분사기 및 보염기 위치에 광학창을 설치, 화염 형상을 촬영하였다.

3. 결과 및 토의

3.1 연료 분사기에 따른 점화 및 화염 유지

총 네 가지 연료 분사구 형상 조건에 여섯 가지의 연료 유량 조건을 적용하여 시험을 수행하였다. 대부분의 시험 조건은 점화 및 화염 유지에 성공하였으나, 일부 조건은 점화에 실패하거나, 화염이 유지되지 못하였다. 이에 대한 결과를 Table 2에 기술하였다.

연료 유량 12 g/s 이하의 조건들에서는, 분사구 형상에 관계없이 점화 및 화염 안정화가 이루어졌다. 16 g/s에서는 점화는 되었으나, 화염 구조가 상이하였으며, 연료 유량을 18 g/s 로 높힐 경우, 1번 연료 분사구 형상과 2번 연료 분사구 형상에서는 점화 및 화염 유지가 되었으나, 3번 연료 분사구 형상에서는 점화에 상대적으로 긴 시간이 소요되었고, 4번 연료 분사구 형상에서는 점화 후 화염이 불안정하였다. 연료 유량 20 g/s 조건을 부과 시, 1, 3, 4 번 연료 분사구 형상에서는 점화가 되지 않았으며, 유일하게 2번 형상에서만 점화가 되었으나, 불안정한 화염 구조를 유지하였다.

요약하자면, 상대적으로 낮은 유량 조건(12 g/s 이하)에서는 분사구 형상에 따라 점화 및 화염 유지 특성에 큰 차이가 존재하지 않았으나, 높은 유량 조건(18 g/s 이상)에서는 2-1-3-4 번 연료 분사구 형상 순으로 점화, 화염 유지 성능에 차이를 나타내었다.

3.2 벽면 정압력 비교

각 분사구 형상에서, 연료 유량 8 g/s부터 18 g/s 까지의 윗면 벽면 정압력 결과를 Fig. 3에 도시하였다. 연료 유량에 따른 벽면 정압력 분포는 각 연료 분사구 형상에 따라서 차이를 보인다. 연소기 길이 방향 기준 직렬 공동형 보염기 하류 영역의 압력장을 대상으로 하여 정성적 비교를 수행하였다.

Fig. 3.

Wall static pressure distribution at various fuel flow rates.

1번 연료 분사구 형상(Fig. 3, Injt. Cong. ID 1)은 연료 유량 12 g/s 일 경우, 가장 높은 정압력 분포를 나타내었다. 그 이상의 유량 조건에는 오히려 낮은 압력 분포를 나타내었으며, 연료 유량 16 g/s 과 18 g/s는 서로 비슷한 압력 분포를 나타내었다. 이와는 대조적으로, 2번 연료 분사구 형상(Fig. 3, Injt. Cong. ID 2)는 연료 유량이 16 g/s 일 경우, 가장 높은 정압력 분포를 나타내었다. 이후 18, 12 g/s 순으로 높은 압력 분포를 도출시켰다. 3번 연료 분사구 형상(Fig. 3, Injt. Cong. ID 3)은 2번 연료 분사구 형상과 비슷한 경향을 보인다. 4번 분사구 형상(Fig. 3, Injt. Cong. ID 4)은 대체로 1번~3번 분사구 형상보다 낮은 벽면 정압력을 가지며, 연료 유량 8 g/s 와 12 g/s 조건에서의 결과가 비슷한 정압력 분포를 보이며 가장 높은 값을, 다음으로 16 g/s 와 18 g/s 순으로 높은 정압력 분포를 나타낸다. Table 3에 연소실 하류에서 높은 연소압 분포를 도출시킨 연료 유량 조건을 연료 분사구 형상별로 정리하여 기술하였다.

3.3 추력 증가량 및 비연료 소모율 비교

연료 분사구 형상에 따른 연소 성능을 정량적으로 비교하기 위하여, 각 연료 분사구 형상 및 연료 유량 12 g/s 및 16 g/s 에 대해서 Eq. 1로 계산되는 일종의 추력 증가량(△F)과 Eq. 2로 계산되는 비연료 소모율(SFC)을 계산하였다.

△F 는 연소실 하류에서, 연료 분사에 따른 연소압 증가분을 반영-계산된 값이며, SFC 는 도출된 추력에 대한 연료의 소모율을 계산한 값이다. 본 실험 결과들은 온전히 연료 분사구 형상 차이에 의해 기인된 것이다. 따라서 분사구 형상 조건만이 액체 연료에 대한 미립화 및 혼합 성능의 차이를 지배한다고 판단 할 수 있으며, 따라서 △F, SFC 는 연료 분사구의 형상에 따른 성능을 정량적으로 구분지을 수 있는 지표들이 될 수 있다. 계산된 △F, SFC 를 Fig. 4에 도시하였다.

Fig. 4.

Thrust increment(△F ) and specific fuel consumption(SFC ) for entire fuel injection hole configurations and fuel flow rates of 12, 16 g/s.

1번 연료 분사구 형상의 연료 유량 12 g/s의 △F 값은 2번 및 3번의 연료 분사구 형상의 연료 유량 16 g/s 대비 약간 낮은 값을 보이나, 상대적으로 적은 유량 대비 높은 △F 값을 도출시킴으로서, 가장 높은 SFC 값을 가진다. 연료 유량이 16 g/s 로 증가되면 연소 성능의 하락과 함께 △F, SFC 모두 급격하게 감소된다.

2번 연료 분사구는 연료 유량이 12 g/s에서 16 g/s 로 증가됨에 따라 분석된 조건들 중, 가장 높은 △F 값을 보인다. SFC 역시, 계산된 연료 유량 조건 범위에서는 유량이 증가함에 따라 SFC 또한 증가됨을 알 수 있다. 따라서 2번 연료 분사구의 12 ~ 16 g/s 범위에서는 연료 유량의 증가에 따라 추력 성능 및 통상적 분석 지표인 연소 효율(combustion efficiency, ηc) 모두 개선되는 결과가 도출되었다고 볼 수 있다.

3번 연료 분사구 형상은 연료 유량 16 g/s에서 두 번째로 높은 △F 값을 도출시키나, SFC 값은 연료 유량이 증가됨에 따라 감소되는 경향을 보인다. 이는 연료 유량의 증가로 추력 성능은 향상되었으나, 연소 효율은 감소되는 결과로 귀결되었음을 알 수 있다. 4번 연료 분사구 형상은 각 연료 유량 조건에서 가장 낮은 △F, SFC 값을 나타낸다.

3.4 분사구 및 유량에 따른 연료 물성치 변화

Fig. 5에 시험 중 측정된, 연료 유량 8 g/s 조건에서의 각 분사구 형상에 따른 연료 온도 및 압력의 변화를 도시하였다. 다른 모든 연료 유량에서의 경향 또한 Fig. 5의 연료 유량 8 g/s 결과와 유사하다. 각 그림에 명시된 T_1^st HX out, T_2^nd HX in, T_2^nd HX out, T_HX end은 상판의 1차 열교환기 출구 온도, 하판의 2차 열교환기 입구 및 출구 온도, 그리고 연료 분사기 plenum 에서의 온도이다. P_Kero 는 plenum 에서의 연료의 압력을 나타낸다.

Fig. 5.

Fuel temperature and pressure history under each injector configuration at fuel mass flow rates of 8 g/s.

x축의 시간을 통하여 전체 실험 시간을 확인 할 수 있으며, 조건에 따라 약간의 차이는 존재하나 약 20초 이상의 연소 실험 시간을 나타낸다.

연료 압력 선도(P_Kero)를 통하여, 연료 공급 및 차단 시점을 확인할 수 있다. 연료 공급이 차단될 시, P_Kero 의 압력이 급격히 감소되며, 연료 공급이 중단된다. 이 시점에서 T_2^nd HX out, T_HX end 의 온도가 소폭 상승하였다 감소된다. 연료 공급 차단 시점에서, 열교환기 채널을 통과하는 연료 유량이 감소된다. 연료 공급은 차단되나, 수십 초간의 연소 실험으로 연소기 구조체의 온도는 여전히 고온을 유지하고 있다. 따라서 연료의 상대적 가열량이 연료의 정상 공급 시점보다 급격히 증가되어 발생되는 자연스러운 현상이다.

1차 열교환기의 출구 온도를 지칭하는 T_1^st HX out은 연료 분사구와 관계없이 약 300°C를 소폭 상회하는 온도를 나타낸다. 각 열교환기 간의 출구와 입구는 외기에 노출된 배관으로 연결된다. 따라서 각 출구-입구를 거치며 소폭의 온도 하강이 발생된다. 1차, 2차 열교환기를 지난 연료 분사기 직전의 온도, 즉 plenum에서의 온도인 T_HX end는 각 분사구별 연소 성능의 척도로 대표될 수 있다. 1번 연료 분사구의 T_HX end 는 정상 상태에서 약 419°C의 최대 온도를 도출시켰으며, 4번 연료 분사구에서 가장 낮은 약 306°C의 온도가 도출되었다.

각 분사기에 대한 연소 성능을 정량적으로 비교하기 위하여, Table 4에 연료 유량 8 g/s, 12 g/s 조건에서 도출된 정상 상태에서의 각 온도의 최대값을 명시하였다. 연소기 전 영역에 걸쳐서 화염 안정화가 이루어진 8 g/s, 12 g/s 조건에서는 1번 연료 분사구 형상이 가장 높은 약 110°C 수준의 △T를 나타내며, 가장 강한 연소 반응이 수반되었음을 알 수 있다. 각 연료 유량 조건에서 4번 연료 분사구가 가장 낮은 △T를 도출시켰다. 1번 연료 분사구는 4개의 1 mm 직경을 가진 수직 분사기이며, 4번 연료 분사구는 8개의 0.7 mm 직경을 가진 수직 분사기이다. 동일 유량 조건에서, 연료 분사구의 면적 차이는 분사 압력의 차이를 수반한다. 분사구 면적 및 분사 압력 차이는 연료 침투거리의 차이를 야기한다. 연료 침투거리는 Gruber 등 (Eq.3)[12]과 Rothstein 등(Eq. 4)[13]의 경험식에 의해 판별해볼 수 있다.

위 식들에서, y, dj, J, x는 각각 연료 침투거리, 연료 분사구의 직경, 제트 운동량 비(jet-to-freestream momentum flux ratio) 그리고 분사구로부터의 길이방향 거리이다.

연료 유량 8 g/s 의 정상 상태에서, 1번 연료 분사구와 4번 연료 분사구의 분사기 plenum 에서의 압력은 각각 약 970 kPa 및 766 kPa 으로 공급되었다. J 는 공급 압력에 정비례함으로 약 1.26배 차이가 발생하며, dj 는 직경의 차이로 인하여 약 1.43 배의 차이가 발생된다. 따라서 1번과 4번 연료 분사구의 연료 침투거리는 연소기 길이방향 기준 동일한 지점에서, 약 1.48 배 이상의 차이가 발생된다. 또한 폭 방향으로 많은 분가기가 배치된 경우, 연료 침투거리의 손실을 유도하는 분사기-분사기 간의 간섭이 발생된다. 따라서 4번 분사구는 주 유동에 침투되지 못하고, 연소실 벽 인근의 아음속 영역을 따라서 부착될 가능성이 존재한다. 화염 자체의 형성을 위해서는 초음속 연소기 내 국소적 아음속 영역을 활용하는 것이 유리할 수 있다고 받아들여 질 수 있다. 그러나 Fig. 5 및 Table 4의 결과는, 연료 침투거리 확보를 통한 연료-공기 혼합과 적절한 분사구들의 배치가 연계된, 연료-공기 혼합면의 최대화가 연소 측면에서는 가장 중요한 요소임을 알려준다.

3.5 화염 형상 비교

Fig. 6에 연료 유량 8 g/s 및 16 g/s 에 대한 화염 가시화 사진을 도시하였다. 연료 유량 8 g/s의 결과는, 모든 연료 분사구 형상 조건에서 첫 번째 공동 전단층을 따라 화염이 형성, 연소실 출구로 이어지는 것을 확인 할 수 있다. 따라서 Table 2에서 언급한 바와 같이 연료 유량 8 g/s 조건은 화염 안정화가 이루어졌다 판단될 수 있다. 하지만, 4번 연료 분사구 형상은 연소실 하류에서 화염이 연소실 하부 벽면에 부착된 구조를 가진다. 직경이 작은 8개의 분사구를 배치하여 연료 침투거리의 확보가 충분하게 이루어지지 않아 발생된 결과이며, 이는 연소압의 하락을 보여주는 Fig. 3의 결과와 상응한다.

Fig. 6.

Flame structure variation depending on injector configuration under the fuel flow rate of 8 g/s and 16 g/s.

Fig. 6의 연료 유량 16 g/s 결과는, 분사구에 따라 상이하게 형성된 화염구조를 나타낸다. 1번 2번 연료 분사구는 cavity shear-layer stabilized 연소 모드를 공통적으로 나타내지만, 2번 분사구는 공동 전단층에 화염이 집중적으로 고정된, 상대적으로 좁은 화염 구조를 가진다. 3번 4번 연료 분사구는 두 번째 공동에서부터 화염이 형성된다. 특히, 4번 연료 분사구 조건은 8 g/s 보다는 높은 연료 침투거리를 보여주나, 동일한 유량조건 16 g/s 의 타 연료 분사구 조건보다는 낮은 연료 침투거리를 가지고 있음을 나타내고 있다. 3번, 4번 연료 분사구 형상이 보여주는 연료-공기 혼합 측면에서의 손실은 충분치 않은 연료 예가열로 이어지며 연소 성능의 하락 및 두 번째 공동에 화염 고정이 이루어지는 결과로 귀결된다.

본 연구의 재생 냉각 초음속 연소기는 1차, 2차 열교환기로 구분되어 있으며, 모두 연소실 하류 영역에만 장착되어 있다. 따라서 연료 유량이 증가되는 조건에서는 연료의 자발 점화 혹은 점화기를 이용한 점화에 적합한 온도로 상승시키기에 부족한 부분이 있다. 또한 각 열교환기의 연결 지점이 외기에 노출된 배관으로 구성됨에 따라 예가열된 연료 온도의 하강이 있다. 따라서 각 연료 분사구가 가지는 형상조건 및 유량, 즉 분사 압력에 따른 침투 거리 및 연료-공기 혼합 특성을 완벽하게 구현-비교하는데 다소 어려움이 있다. 그럼에도 불구하고, Fig. 6의 화염 가시화 사진은 연료 분사기의 분사구 개수 및 직경에 따른 연료 침투거리 및 연소 성능의 차이를 직관적으로 보여주며, 침투거리 및 연료-공기 혼합면을 최대화 할 수 있는 분사구의 배치 및 직경 산정이 스크램제트 연소기의 연료 예가열 및 예가열로 인한 연소 성능의 극대화를 이끌어 낼 수 있음을 보여준다.

4. 결 론

본 연구에서는 액체 탄화수소를 연료로 사용하는 재생 냉각 초음속에서 연료 분사구 형상에 따른 연소 성능을 확인하기 위한 실험 연구가 수행되었다. 전기식-연소식 공기 가열기를 혼합 활용하여 연소실 내 마하 수 2의 초음속 고 엔탈피 유동장을 모사하였다. 분사구 형상에 따른 영향을 확인하고자 고정된 유량에서, 분사각, 분사구 면적 및 개수가 서로 상이한 네 가지의 분사기를 활용하였다. 또한 각 분사구 형상에서의 연료 유량 조건에 따른 변화도 확인하고자, 총 여섯 가지의 연료 유량 조건을 적용하였다. 결과 분석으로서, 각 분사구 형상 및 연료 유량 조건에서의 벽면 정압력, 열교환기 각 부분에서의 연료의 온도 및 가시화 사진 등과 같은 실험 결과와 추력 증가량, 비연료 소모율과 같은 이론 계산을 활용하였다.

각 분사기의 연료 유량 조건에 따른 점화 및 화염 유지 성능을 살펴보았다. 모든 분사구 형상 조건에서 연료 유량 16 g/s 까지는 화염이 유지되었으나, 그 이상의 연료 유량 조건에서는 연료 분사구 형상별로 점화 실패 혹은 안정화된 화염이 유지되지 않는 특성이 도출되었다. 벽면 정압력, 열교환기 각 부분별 연료 온도 및 가시화 사진은 충분한 연료 침투거리 확보와 동시에, 연료-공기 혼합면을 최대화 하는 분사구 배치가 수반 될 시 최대의 연소 성능을 이끌어 낼 수 있음을 보여준다. 본 연구는 연소기 하류 영역, 위 아래 벽면에 각각 1개씩의 열교환기를 설치하였다. 열교환 면적 자체의 제한으로 인하여 높은 유량에서 각 분사기가 가지는 고유의 특성을 완벽하게 파악하는데 한계가 있었다. 후속 연구로서 연료 흡열량 최적화를 위한 열교환기 면적 증가 및 배치 조정 등을 동반한 연소기의 실험-이론 및 해석 연구가 수행 중이다.