Numerical Analysis of Flow Characteristics and Performance Based on the Shape and Position of the Center Body Diffuser for High-Altitude Test Facility

Jongwon Lee; Hong-Jip Kim

doi:10.6108/KSPE.2026.30.5.001

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RESEARCH PAPERS

Journal of the Korean Society of Propulsion Engineers. 31 October 2026. 1-11
https://doi.org/10.6108/KSPE.2026.30.5.001

Numerical Analysis of Flow Characteristics and Performance Based on the Shape and Position of the Center Body Diffuser for High-Altitude Test Facility

고고도 모사용 Center Body Diffuser의 CB 형상 및 위치에 따른 유동 특성 및 성능 분석을 위한 수치적 연구

Jongwon Lee^a

Hong-Jip Kim^a^*

이 종원^a

김 홍집^a^*

^aSchool of Mechanical Engineering, Chungnam National University, Korea

^{*Corresponding Author}

License (open-access, http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0/):

This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0/) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

ABSTRACT

This study numerically analyzed the flow characteristics and performance of the Center Body Diffuser (CBD) used in the High-Altitude Test Facility (HATF). The effects of the contraction angle of the Center Body (CB), a key design parameter of the CBD, and the distance between the CB and the nozzle on the internal flow, pressure recovery, and high-altitude simulation performance were evaluated. As the contraction angle increased, the pressure recovery performance improved, accompanied by a corresponding rise in the wall temperature of the CB. Changes in the distance between the CB and the nozzle also influenced the pressure recovery and high-altitude simulating performance.

Keywords

Computational Fluid Dynamics(CFD)

Center Body Diffuser(CBD)

Center Body Contraction Angle

Distance Between Nozzle and CB

본 연구는 고고도 모사용 시험 설비(HATF)에 사용되는 Center Body Diffuser(CBD)의 유동 특성과 성능을 수치해석을 통해 분석했다. CBD의 중요 설계 인자인 Center Body(CB)의 수축부 각도( $θ_{c}$ )와 노즐과의 거리( $L_{d}$ ) 변화가 내부 유동, 온도 분포 및 고고도 모사 성능에 미치는 영향을 평가했다. $θ_{c}$ 가 증가할수록 압력 회복 성능은 향상됐으며, CB 벽면에서의 온도 상승 또한 증가하였다. $L_{d}$ 의 변화 또한, 내부 유동 및 온도와 고고도 모사 성능에 영향을 주는 것을 확인했다.

키워드

전산유체역학

센터바디 디퓨저

센터바디 축소각

노즐-센터바디 간 거리

MAIN

Nomenclature
1. 서 론
2. 본 론
2.1 고고도 모사 장치의 원리
2.2 기하학적 형상 및 설계 변수
2.3 해석 조건
2.4 해석 신뢰성 검증
3. 결과 및 분석
3.1 CB 수축부 각도 변화에 따른 결과 분석
3.2 노즐과 CB 사이 거리 변화에 따른 결과 분석
4. 결 론

Nomenclature

$C B$ : center body

$θ_{c}$ : center body contraction angle

$D_{s t}$ : second throat diameter

$L_{d}$ : distance between nozzle and CB

$P_{0}$ : operating pressure

$P_{c}$ : averaged vacuum chamber pressure

1. 서 론

고고도 모사용 시험 설비(High Altitude Test Facility, HATF)는 상단용 로켓 엔진과 같이 큰 노즐 확대비를 가진 엔진의 안정적인 시험을 위해 사용된다. HATF를 사용함으로써 노즐 확대비 및 작동 압력( $P_{0}$ )에 따른 적절한 고도의 대기압을 모사하며, 구조물을 통해 초음속 유동의 압력을 빠르게 회복시켜 대기 중으로 안정적으로 배출한다.

이러한 HATF의 방법에는 초음속 디퓨저를 활용한 저압 환경 모사 방법이 있다. 초음속 디퓨저의 종류는 CAED(Constant Area Exhaust Diffuser), STED(Second Throat Exhaust Diffuser), 그리고 CBD(Center Body Diffuser)가 있다. CAED와 STED는 낮은 설계 난이도가 장점이지만, 엔진의 팽창비 및 작동 압력의 변화에 따라 설비의 재설계가 필요하다는 단점이 있다. 반면, CBD는 CB(Center Body)의 형상 및 위치 조정을 통해 다양한 엔진의 성능 평가가 가능하다는 장점이 있다. 하지만 CBD 내부는 CB로 인한 복잡한 유동이 발생하며, 정밀한 냉각 채널 설계로 인해 기술적인 구현이 어렵다. 즉, CBD는 엔진 시험의 유연성 및 경제적인 측면에 큰 장점이 존재하지만, 설비 운용 및 안정 성능 검증을 위해 데이터 구축이 필수적이다.

J.W. Hale 등은 CBD의 안정적인 운용을 위해서 CB의 각도 고고도 모사 장치의 시동 압력에 영향을 주지 않는 조건에서 가능한 한 작은 각도로 설계되어야 하며, CB는 노즐 출구에 가능한 한 가까이 배치되어야 함을 실험을 통해 확인하였다[1]. 또한, 오하이오주 플럼 브룩 스테이션에 위치한 미 항공 우주국의 B-2 시설에서 J-2X 엔진에 대한 고고도 모사 시험에 CBD가 적용되었다. 실제 발사체 2단 이상의 상단부 엔진의 진공 및 저온 환경시험이 가능한 장비이며 27 km의 고도 환경 모사가 가능함을 보였다[2,3]. 유럽 연합의 Ariane 6의 상단 엔진인 VINCI 엔진은 독일의 DLR P4.1 시설의 CBD를 사용하여 고고도 모사 시험을 하였으며, CBD의 운용을 위한 기본적인 연구를 진행하였다[4].또한 P4.1 시험 설비는 VINCI 엔진의 다양한 시험 조건을 모사하며, 고진공 환경과 엔진의 시동 및 정지 시 발생하는 과도 상태를 정밀하게 제어하여 엔진 성능 평가를 수행한다. 특히, CBD의 설계 및 운용 조건 최적화는 디퓨저 내 초음속 유동 안정성과 압력 회복 성능에 영향을 미친다[5,6].

송병철 등은 상온 공기를 사용한 해석 및 실험을 통해 CBD의 CB 각도에 따른 시동 압력 및 특성을 연구하였다[5,6,8]. 이성훈 등은 상온 공기를 사용하여 CB의 위치 및 각도를 조정하여 형상 변화에 따른 시동 압력을 연구하였으며, $L_{d}$ 가 증가할수록 유동의 운동량이 발달하며, 경사충격파의 위치가 CB 하류에서 상류로 이동하는 것이 확인하였다. 또한, 디퓨저 내부에서 강한 경사충격파가 발생하여 초음속 유동이 벽면 방향으로 유도될 경우, 디퓨저는 더 낮은 작동 압력에서 시동이 되는 경향을 확인하였다[7,8].

CBD 내부에서는 초음속 유체가 CB와 충돌하여 충격파와 경계층 간의 상호작용(SWBLI) 현상이 발생하게 된다. SWBLI 현상은 벽면으로 입사하는 충격파와 경계층 간의 상호 작용으로 인해 유동 박리를 발생시키며, 유동의 재순환 및 유도 박리된 경사충격파 및 벽면과 재부착함에 따른 강한 압축파를 발생시킨다. Delery 등은 SWBLI의 경우 충분히 강한 충격파가 경계층에 입사되었을 때 발생하며, 높은 압력과 경계층의 분리를 발생시킨다고 하였다[9]. Huang 등은 SWBLI를 제어하기 위한 최근 연구된 다양한 방법을 제시하였으며, SWBLI을 여러 곳에서 발생시키는 대신 영역을 좁게 하여 안정적인 압력 회복이 가능함을 제시하였다[10]. 본 연구의 경우 SWBLI 현상 제어를 통한 연구는 진행하지 않았지만, CBD 내부 유동에서 참고 논문과 같은 동일한 유동 특성을 보였으며, SWBLI 현상의 영향으로 유동 특성 및 압력 회복 성능이 변하는 것을 확인하였다.

선행 연구들은 주로 CBD의 형상 변화에 따른 성능 평가에 초점을 맞추었으며, 내부 유동 특성과 온도 분포에 대한 분석은 충분히 이루어지지 않았다. 또한, 대부분의 선행 연구의 경우 상온 공기를 사용한 실험 및 수치해석이며, 장비 운용을 위한 자세한 정보는 제한적으로 개방되었거나 제공조차 되지 않는다. 이에 따라, 연소 가스를 활용한 CBD의 다양한 형상에 따른 자세한 내부 유동 분석과 성능 평가가 향후 연구에서 중요한 과제로 남아 있다.

본 연구에서는 연소 가스의 물성치를 활용하여 CB의 형상 및 위치를 변화시키며 수치해석을 진행하였다. CBD의 중요 설계 인자인 CB의 각도( $θ_{c}$ ) 및 위치( $L_{d}$ )를 변경하며 수치해석하였다. 해석 결과를 바탕으로 충격파의 형성, 유동 박리 및 재순환, 벽면에 가해지는 압력 분포, 압력 회복 성능 등을 분석하였다. 형상 변화에 따른 내부 유동이 CBD의 성능 변화에 어떻게 작용하는지를 연구하고자 하였다.

2. 본 론

2.1 고고도 모사 장치의 원리

노즐 출구에서 방출된 플룸(plume)의 강한 운동량에 의해 진공 챔버 내 유체가 함께 연행되면서 챔버 내부 압력( $P_{c}$ )은 점차 감소하게 된다. 이로 인해 노즐 출구 주변에는 고고도와 유사한 저압 환경이 형성되며, 이때의 작동 압력을 시동 압력( $(P_{0})_{s t}$ )이라 정의한다. 이후 노즐을 통과한 초음속 유동은 디퓨저 내에서 충격파 및 단면적 변화에 의해 압력을 대기압 수준까지 회복하며, 아음속으로 천이된 후 외부로 배출된다[5,6,7,8,9,11,12,13].

2.2 기하학적 형상 및 설계 변수

본 연구에 사용된 CBD의 형상은 Fig. 1에 나타낸 바와 같다. CBD의 형상 및 설계 변수는 실험실에서 제작된 실험 장비의 형상 치수를 참고하여 설계되었다. 실험을 통해 얻은 결과와 비교하여 해석의 정확성을 높이고자 하였다[5]. 형상 변화는 $θ_{c}$ 및 $L_{d}$ 를 변경하였으며, 형상 치수는 Table 1과 같다. 두 설계 변수를 제외한 노즐 팽창비(𝜖), 이차목의 지름( $D_{s t}$ ), 이차목의 길이( $L_{s t}$ ) 및 디퓨저 확장부 길이( $L_{s}$ ) 및 지름( $D_{e}$ ) 등 기타 주요 설계 변수는 Table 2에 나타낸바와 같이 고정 변수로 설정하여 해석을 진행하였다.

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Fig. 1.

Schematic of CBD modeling.

Table 1.

Design parameters of CB position and CB contraction angle.

Case 1 [ $L_{d} / D_{s t}$ = 2]		Case 2kspe_2026_305 [ $θ_{c}$ = 15°]
$θ_{c}$ [°]	10.0	$L_{d} / D_{s t}$	0
	12.5		1
	15.0		2
	17.5		3
	20.0		4

Table 2.

Design parameters of nozzle and CBD.

Parameter	Unit	Value
$D_{t}$	mm	1.95
$D_{n}$	mm	13.00
𝜖	/	44.44
$D_{d}$	mm	17.90
$L_{d}$	mm	14.28
$D_{s t}$	mm	7.14
$D_{e}$	mm	30.74
$L_{s t}$	mm	42.84
$L_{s}$	mm	106.30
$θ_{c}$	°	15.00

2.3 해석 조건

본 연구는 CBD에 대한 수치해석을 위해 ANSYS Fluent 14.5 FLUENT를 사용하였다. 난류 모델은 SST k-ω를 사용하였다. 이는 선행 논문의 상온 질소를 이용한 실험 및 수치해석 연구 결과, SST k-ω 모델 적용 및 벽면의 Y+를 5 이하로 유지했을 시 가장 정확한 예측 성능을 보였기 때문이다[7]. 해석은 축대칭(axisymmetric) 조건과 정상 상태(steady state)를 가정하여 수행하였다. 연소 가스의 물성치는 CEA(Chemical Equilibrium Analysis)를 통해 계산되었으며, 혼합비 2.58의 RP-1과 액체 산소(LOx)를 사용하였다. 상온 공기 및 연소 가스의 물성치는 Table 3에 명시하였다. Yoder 등은 연소 가스 물성치에 따른 노즐 해석에서, 동결 평형 조건(frozen equilibrium)을 적용했을 때 실험 결과와의 오차가 최소화됨을 보고하였다[13]. 이에 본 연구에서도 동결 평형 상태로 가정하고, 노즐 후단에 설치된 CBD의 내부 유동 및 성능을 중점적으로 분석하고자 노즐 출구의 물성치를 적용하였다. CBD의 안정적인 시동을 위해 $P_{0}$ 는 60 bar로 고정하여 해석을 진행하였으며, 외기의 크기는 선행 연구를 참고하여 초음속 디퓨저 출구 직경의 축 방향으로 60배, 반경 방향으로 30배, 전방 3배로 설정하여 출구 유동이 외기에 의한 영향을 최소화하였다[12]. Fig. 2의 결과에서의 벽면 압력 분포와 Y+ 값을 비교한 결과, 벽면의 압력 분포가 안정적이며 Y+ 값이 1 근처인 432,100개의 격자를 채택하여 수치해석을 수행하였다.

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Fig. 2.

Comparison of pressure distribution and Y+ on the wall for the grid independence test.

Table 3.

Properties of burnt gas and air.

Value	Burnt gas	Air
Temperature[ $K$ ]	3646.6	300.0
Density[ $k g / m^{3}$ ]	Ideal gas
$C_{p}$ [ $J / k g ∙ K$ ]	2048.9	1006.4
Thermal conductivity [ $W / m ∙ K$ ]	1.3918	0.0242
Viscosity[ $k g / m ∙ s$ ]	1.10e-4	1.79e-5
Molecular weight [ $k g / k m o l$ ]	22.96	28.97

2.4 해석 신뢰성 검증

격자 의존성 검증을 위해 디퓨저 및 CB의 벽면 압력 분포를 비교 분석하였다. CBD의 경우, CB로 인해 내부에서 복잡한 유동이 형성되므로, 벽면 압력 분포의 정확한 예측이 어렵다. 따라서, CBD 내부의 벽면 압력 분포 비교를 통해 격자 의존성을 검증하였다. $θ_{c}$ = 15.0°, $L_{d} / D_{s t}$ = 2의 형상을 가진 CBD를 기준으로 하였으며, 215,450, 432,100, 602,600으로 설정하여 수치해석을 하였다. 격자에 따른 벽면 압력 변화를 분석한 결과, Fig. 2와 같이 432,100개 이상의 격자에서 압력 변화가 1% 미만으로 수렴하는 것을 확인하였다. 이에 따라, 본 연구에서는 432,100개의 격자를 사용하여 수치해석을 진행하였다.

3. 결과 및 분석

3.1 CB 수축부 각도 변화에 따른 결과 분석

CBD의 $θ_{c}$ 변화가 내부 유동 및 성능에 미치는 영향을 분석하기 위해 압력, 마하수, 밀도 변화 분포 등의 결과를 비교 분석하였다.

Fig. 3(a)와 (b)를 통해 $P_{0}$ = 60 bar 조건에서, $θ_{c}$ = 20°의 형상은 플룸이 디퓨저 벽면에 부착되지 않아 시동이 완전히 이루어지지 않았음을 확인하였다. 또한, Fig. 4를 통해 비시동 상태의 $P_{c}$ 는 27,500 Pa을 형성하는 것을 확인하였다. 해석 결과, $θ_{c}$ = 20.0° 형상의 시동 압력은 약 80 bar임을 확인하였다. 초음속 디퓨저의 경우 안정적인 운용을 위해 낮은 시동 압력을 유지하는 것이 바람직하며, $P_{0}$ 에 따라 유동 특성이 변하게 된다. 따라서, 정량적인 비교를 위해 $θ_{c}$ = 20.0°의 형상을 제외하고 분석을 진행하였다.

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Fig. 3.

Comparison of (a) Mach number (b) pressure, (c) Schlieren contours for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

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Fig. 4.

Vacuum chamber pressure for various CB contraction angles at $P_{0}$ = 60 bar.

Fig. 3(a)를 통해 CB 수축부 벽면에서 발생하는 재순환 유동의 시작점이 $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 상류로 이동하는 경향을 보여준다. 또한 $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 최대 마하수는 점차 감소하였다.

압력 분포 결과인 Fig. 3(b)를 통해, $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 디퓨저의 수축부의 압력 상승은 증가하였으며, 디퓨저의 2차목 및 확장부를 통한 대기압까지의 압력 회복은 더욱 빠르게 이루어졌다. 또한 CB 벽면에서 1 bar 이상의 압력 상승을 보였다. 이는 기존 상온 질소를 사용한 CBD의 수치해석 논문에서는 나타나지 않은 결과이다. 이러한 차이를 보이는 이유는 연소 가스 물성치 및 온도를 적용함에 따른 유동 특성의 변화로 SWBLI가 발생함에 따른 유동 박리 및 재순환 유동에 의한 영향으로 분석된다.

CBD 내부 충격파는 Fig. 3(c)를 통해 분석하였다. CBD 내부의 충격파 형성은 다음과 같다. 노즐로부터 나온 초음속 유동은 디퓨저 벽면 및 CB와 충돌하며 경사충격파를 형성하였으며, 디퓨저 벽면에서 형성된 경사충격파는 CB 수축부의 벽면으로 입사하여 SWBLI를 유도하였다. 이후 후류에서 연속된 충격파를 보이며 아음속으로 천이되었다. CB 수축부 벽면의 강한 압축파가 발생하는데, 이 같은 결과는 Fig. 3(b)의 압력 분포 결과에서 높은 압력 상승으로 나타난다. 충격파 강도의 경우 $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 강해지는데, 이는 SWBLI 현상의 강도 상승의 원인으로 작용하며, 유도 박리된 경사충격파와 유동의 재순환 및 재부착에 의한 팽창파 및 압축파의 강도를 상승시켰다. 이러한 SWBLI의 차이에 따른 유동 특성은 기존 상온 공기를 사용한 CBD의 수치해석에서 보이지 않던 유동 특성이다.

Fig. 5(a)는 CB 벽면의 압력 분포 결과이다. 유동이 CB와 충돌하며 압력이 상승하고, 다시 초음속 유동이 발달하며 압력은 하강하였다. 이후, SWBLI 현상에 의해 재부착 지점에서 1 bar 이상의 강한 압력 상승이 발생하였다. CB 벽면의 압력 분포는 비슷한 경향을 보였지만, $θ_{c}$ 의 증가에 따른 재부착 지점에서 발생하는 최대 압력 상승은 증가하는 것으로 나타났다. 벽면에서의 순간적인 압력 상승은 CB의 중심축 안정성 유지에 부정적인 영향을 미치는 요인으로 작용할 수 있다. 특히, CB 벽면에서 관찰된 압축파에 의한 1 bar 이상의 급격한 압력 상승은 기존 상온 질소 유동을 사용한 연구에서는 확인되지 않았던 현상으로, 본 연구에서 연소 가스를 고려한 해석 조건에서 발생한 유동 특성으로 분석된다.

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Fig. 5.

Pressure distribution on the CBD wall for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

$θ_{c}$ 의 증가에 따른 디퓨저 벽면에서의 압력 분포 또한 CB 벽면과 유사한 경향을 보였지만, Fig. 5(b)의 구간(A)에서 차이가 발생하였다. $θ_{c}$ = 10.0°, 12.5°, 15.0°의 경우, 디퓨저 벽면과 충돌하며 압력 상승 이후 하강하였다. 하지만 $θ_{c}$ = 17.5°의 경우 디퓨저 벽면의 충돌 이후에 나타나는 압력 하강은 이루어지지 않았으며, 오히려 압력은 상승하였다. 분석 결과 $θ_{c}$ 의 증가함에 따라 디퓨저 벽면의 재순환 유동의 시작점이 디퓨저의 상류로 이동하게 되며, 재순환 유동에 따른 역 압력 구배에 의해 구간(A)의 $θ_{c}$ = 17.5°의 형상의 경우 압력 하강 없이 지속적인 압력 상승을 보였다. 이러한 디퓨저 벽면의 압력 분포 결과를 통해 $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 재순환 유동의 시작 위치가 상류로 이동하며, 이는 연행 유동 효과에 영향을 미치는 것으로 판단된다.

CBD 내의 온도 분포는 Fig. 6을 통해 확인하였다. 초음속 유동이 아음속으로 천이 됨에 따른 온도 회복은 후류에서 발생하는 경향을 확인하였다. 또한 디퓨저 수축부에서 추가적인 온도 회복이 이루어지는 것을 확인하였는데, 이는 재순환 유동에 의한 온도 회복으로 유동 박리 후 유동이 재부착 함에 따라 급격한 온도 상승 또한 발생함을 확인하였다. 이를 통해 $θ_{c}$ 가 증가함에 따라 벽면의 최대 온도가 상승하는 경향을 나타냄을 확인하였다.

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Fig. 6.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Fig. 7은 $θ_{c}$ 의 변화에 따른 CBD의 성능 분석이다. $P_{c}$ 의 경우 $θ_{c}$ = 10.0°, 12.5°, 15.0°의 형상에서 2,700 Pa의 결과를 보였으며, $θ_{c}$ = 17.5°의 경우 3,150 Pa임을 확인하였다. Fig. 5(b) 분석을 통해 확인한 바와 같이, 디퓨저 벽면의 재순환 유동이 연행 유동을 통한 고고도 모사를 방해했기 때문으로 분석된다.

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Fig. 7.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for CB contraction angle ( $θ_{c}$ ) case at $P_{0}$ = 60 bar.

$θ_{c}$ 의 변화에 따른 CBD의 압력 회복 성능 분석은 다음과 같다. 본 연구에서 고려한 CBD 확장부의 길이( $L_{s}$ )는 모두 같지만, $θ_{c}$ 의 변화에 따라 유동의 압력이 1 atm으로 회복되는 지점은 차이가 나타났다. 이는 디퓨저 설비의 전체 길이와 밀접한 관련이 있으므로, 압력 회복 성능을 정량적으로 정의하기 위해 식 (1)을 도입하였다. 식 (1)의 압력 회복 지점( $L_{r}$ )을 디퓨저 확장부의 전체 길이( $L_{s}$ )와 디퓨저 확장부 시작점부터 압력이 1 atm에 도달하는 지점( $L_{p = 1 a t m}$ )의 비로 정의하였다. Fig. 7을 통해 $θ_{c}$ 의 증가함 따라 압력 회복 지점이 상류로 이동하는 경향이 나타났다. 이는 $θ_{c}$ 의 증가함에 따라 운동량 손실이 증가하고, 이에 유동의 압력이 더욱 빠르게 회복되는 것으로 판단된다.

(1)

L_{r} = \frac{L_{p = 1 a t m}}{L_{s}}

3.2 노즐과 CB 사이 거리 변화에 따른 결과 분석

Fig. 8(a)를 통해 $L_{d} / D_{s t}$ = 0의 형상을 제외한 다른 형상의 경우 디퓨저 수축부에서 빠르게 압력이 회복되는 양상을 보였다. 이는 SWBLI 현상에 의한 영향으로 분석된다. $L_{d} / D_{s t}$ = 1에서 4까지의 형상은 CBD의 수축부에서 SWBLI가 발생하였으며, 이러한 유동 박리 및 재순환 현상은 운동량 손실을 증가시키며, 그 결과 압력 회복이 더 빠르게 이루어진 것으로 판단된다. 또한, CB 수축부 벽면의 1 bar 이상의 압력 상승을 확인하였다. 이는 유동이 재부착함에 따른 강한 압축파 때문이다. 반면, $L_{d} / D_{s t}$ = 0의 경우 SWBLI 현상이 발생하지 않았으며, 이에 따라 다른 형상의 디퓨저 수축부에서 발생한 유동 박리 및 유동 재순환, 강한 압축파 형성은 발생하지 않았다.

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Fig. 8.

Comparison of (a) pressure, (b) Mach number, and (c) Schlieren contours for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

마하수 분포 결과인 Fig. 8(b)를 통해 각 형상에 따른 마하수 변화를 분석하였다. 분석 결과, $L_{d} / D_{s t}$ 의 증가함에 따라 최대 마하수가 증가하는 경향을 보였다. 이는 노즐과 CB 사이의 거리가 멀어짐에 따라 플룸이 CB에 의한 방해 없이 발달하며 운동량이 증가하기 때문으로 분석된다. 또한 Fig. 8(b)를 통해 CBD 내의 재순환 영역의 변화를 분석하였다. $L_{d} / D_{s t}$ 가 증가함에 따라 디퓨저의 수축부 벽면에서 발생하는 유동 박리 및 유동 재순환 영역은 하류로 이동하는 경향을 확인하였다.

충격파의 형성 및 형상에 따른 SWBLI 현상의 차이는 Fig. 8(c)를 통해 분석하였다. $L_{d} / D_{s t}$ = 0의 형상의 경우, 초음속 유동이 디퓨저와 CB와 충돌하며, 경사충격파를 형성하였다. 디퓨저 수축부에서 발생한 충격파는 이차목 벽면에 충돌하며 연속된 충격파를 형성하였다. 다른 형상의 경우 디퓨저 벽면에서 발생한 충격파는 CB 수축부 벽면에 충돌하였다. 또한, $L_{d} / D_{s t}$ = 0 대비 강한 압축파 및 팽창파가 디퓨저 수축부에서 발생하였다. 이러한 충격파의 충돌 위치는 SWBLI 현상의 발생 유무에 영향을 미친것으로 판단된다. $L_{d} / D_{s t}$ = 0의 경우 노즐 출구와 CB가 맞닿아 있어 디퓨저 벽면에서 발생한 충격파가 CB의 수축부 벽면이 아닌, 이차목 벽면에 바로 입사하여 SWBLI 현상이 발생하지 않았다. 반면, 다른 형상의 경우 디퓨저 벽면에서 발생한 충격파는 CB 벽면으로 입사하여 SWBLI 현상을 발생시켰다. 또한, $L_{d} / D_{s t}$ 가 증가함에 따라 CB 수축부 벽면에 충돌하는 충격파는 상류 벽면에 충돌하게 된다. 이러한 충격파의 충돌 위치 변화는 Fig. 8(b)에서 확인한 $L_{d} / D_{s t}$ 가 증가함에 따라 디퓨저 벽면에서 발생하는 재순환 영역이 상류로 이동하는 원인으로 판단된다.

SWBLI 현상의 영향은 디퓨저 벽면과 CB 벽면의 압력 분포에도 차이를 발생시켰다. Fig. 9(a)는 CB 벽면의 압력 분포 결과이다. $L_{d} / D_{s t}$ = 0의 형상에서는 CB와 충돌 이후 잠깐의 압력 상승 이후, 이차목 전까지 압력은 하강하였다. 이차목에 이후부터는 연속된 충격파에 의한 압력 변동을 발생하였다. 반면, $L_{d} / D_{s t}$ = 1에서 4까지의 경우, CB와의 충돌로 인한 압력 상승 이후 SWBLI 현상의 발생으로 CB 수축부 벽면에서 압력 상승이 발생하였다. 또한, $L_{d} / D_{s t}$ 가 증가함에 따라 압축파로 인한 CB 수축부 벽면의 압력 상승은 감소하였다.

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Fig. 9.

Pressure distribution on the CBD wall for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

디퓨저 벽면의 압력 분포의 경우 Fig. 9(b)를 통해 분석하였다. $L_{d} / D_{s t}$ = 1을 제외한 모든 형상의 경우, 진공실을 지나며 충격파 및 유동 박리에 의한 압력이 상승했으며, 플룸이 다시 발달함에 따라 다시 압력이 하강하는 것이다. 압력 하강 이후, 재순환 유동의 발생으로 압력은 다시 상승하였다. 하지만 $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우, Fig. 9(b)의 구간(A)와 같이 압력이 하강하지 않고 상승하였다. 이는 진공실에서 발생하는 재순환 유동과 디퓨저 벽면에서 발생하는 재순환 영역이 서로 닿게 되면서 발생했다고 분석하였다. 이러한 노즐과 CB 사이의 공간에서 발생하는 진공 챔버 재순환 영역의 형성은 Fig. 10을 통해 분석하였다. $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우, 진공실의 재순환영역과 디퓨저 벽면에서 발생한 재순환 영역이 서로 맞닿아 있는 반면 $L_{d} / D_{s t}$ = 2의 경우, 진공실의 재순환 영역이 디퓨저 벽면의 재순환 영역과 완전히 분리된 것을 확인하였으며, 다른 형상의 경우도 이 같은 결과를 보였다.

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Fig. 10.

Comparison of spacing of recirculation zones for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Fig. 11을 통해, $L_{d} / D_{s t}$ = 0은 디퓨저 수축부에서 높은 온도 상승 없이 비교적 안정적인 온도 분포를 보였으며, 디퓨저 확장부에서는 아음속으로 천이되며 온도가 상승하였다. 반면, $L_{d} / D_{s t}$ = 1에서 4까지는 디퓨저 수축부에서 재순환의 발생으로 온도 상승이 이루어졌다. 유동 재부착에 의한 온도 상승은 $L_{d} / D_{s t}$ 가 증가함에 따라 상승하였다. 이를 통해 CBD 내부에서 재순환 유동으로 인한 수축부의 국부 가열 현상을 고려할 때, 디퓨저 수축부 및 확장부 전 영역에 걸친 냉각 설계가 필수적인 것으로 판단된다.

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Fig. 11.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Fig. 12의 $L_{d} / D_{s t}$ 의 길이에 따른 성능 분석을 통해, $L_{d} / D_{s t}$ = 1을 제외하고 나머지 경우에서는 진공실의 압력( $P_{c}$ )에는 2,700 Pa(고도 24.6 km)로 거의 유사한 값을 보였다. 하지만 $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우 $P_{c}$ 는 2,950 Pa(고도 24.0 km)까지 상승하는 결과를 보였다. 이는 디퓨저 벽면의 재순환 유동이 진공실의 재순환 영역과 접하여, 연행 유동으로 인한 진공 모사가 원활히 이루어지지 않았기 때문이다.

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Fig. 12.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

디퓨저를 통한 압력 회복 지점( $L_{r}$ )은 디퓨저 확장부 길이( $L_{s}$ )와 디퓨저 확장부에서 압력이 1 atm에 도달하는 지점( $L_{p = 1 a t m}$ )의 비로, 식 (1)과 같이 정의하였다. $L_{d} / D_{s t}$ = 0은 다른 형상과 달리 SWBLI 현상에 의한 운동량 손실이 적어 비교적 후류에서 압력 회복이 이루어졌다. $L_{d} / D_{s t}$ = 2, 3, 4의 경우 노즐과 CB 사이의 거리가 멀어짐에 따라 플룸이 발달하여 $L_{r}$ 은 후류로 이동하였다. 한편, $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우 SWBLI 현상을 통한 운동량 손실이 발생했음에도, $L_{r}$ 는 비교적 후류에 위치함을 알 수 있다. 이는 형상에 따른 진공실의 압력 결과를 통해 분석하였다. 진공실의 완벽한 차단이 이루어져야 하지만, $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우 진공실의 재순환 유동과 디퓨저 벽면의 재순환

영역이 접하여 차단이 이루어지지 않아 운동량 손실이 적게 발생하였다. 이에 따라 다른 형상 대비 $L_{r}$ 의 위치가 비교적 후류로 이동하였다.

4. 결 론

본 연구에서는 연소 가스의 물성치를 고려하여 고고도 모사용 CBD의 성능 특성을 수치적으로 파악하였으며, 중요 설계 인자인 CB의 수축부 각도( $θ_{c}$ )와 노즐과 CB 사이 거리( $L_{d} / D_{s t}$ )의 변화에 따른 내부 유동 및 성능 평가 분석을 진행하였다.

해석 결과, CB 수축부의 각도가 증가함에 따라 충격파와 경계층 간의 상호작용으로 발생하는 강한 압축파로 압력 및 온도가 증가하는 경향을 보였다. CB 수축부의 각도가 10.0°, 12.5°, 15.0°인 형상의 진공실 압력은 약 2,700 Pa로 비슷한 성능을 보였지만, CB 수축부의 각도가 17.5°인 형상은 진공실 압력이 3150 Pa로 증가하였다. 이는 재순환 영역의 시작점이 상류로 이동함에 따라, 진공실의 연행 유동이 감소했기 때문임을 파악하였다. 이를 통해, 본 연구에 사용된 형상에서는 CB 수축부의 각도가 15.0°까지는 고고도 모사 성능이 유지되지만, CB 수축부의 각도가 17.5°의 형상부터 연행 유동 효과가 감소하여 고고도 모사 성능이 저하되는 것으로 분석되었다. 또한 압력 회복의 경우, CB 수축부의 각도가 증가함에 따라 빠르게 이루어졌다.

$L_{d} / D_{s t}$ = 0의 경우 충격파와 경계층 간의 상호작용이 발생하지 않았으며, 운동량 손실이 적어 압력이 대기압까지 회복되는 지점이 비교적 후류에서 발생하는 결과를 보였다. $L_{d} / D_{s t}$ = 1에서 4의 경우 center body 수축부에서 충격파와 경계층 간의 상호작용이 발생하여 빠르게 압력을 회복하였다. 진공실을 통한 고고도 모사 성능의 경우, $L_{d} / D_{s t}$ = 0, 2, 3, 4의 진공실 압력은 약 2,700 Pa을 유지하였다. 하지만 $L_{d} / D_{s t}$ = 1의 경우 그 값이 2,950 Pa로 비교적 높은 결과를 보였다. 이는 디퓨저 벽면에서 발생한 재순환 영역이 진공실 입구에서 발생하는 재순환 영역과 맞닿게 되면서, 플룸의 강한 운동량을 통한 연행 유동을 방해했기 때문이다. 이러한 연행 유동의 방해로 인하여 진공실의 압력은 높아져 고고도 모사 성능은 저하되었다.

본 연구를 통해 Center Body Diffuser 설계 시 CB의 벽면에 가해지는 압력 및 온도를 고려할 시 CB 수축부의 각도를 가능한 한 작게 만드는 것이 유리하지만, 고고도 모사 성능과 압력 회복 지점에 따른 설비의 규모를 고려한다면 CB 수축부의 각도가 15.0°가 최적의 형상으로 판단된다. 또한, 압력 회복 지점이 비교적 후류에 위치하더라도 벽면에 가해지는 압력 및 온도, 고고도 모사 성능을 고려하였을 때, center body의 위치가 노즐에 가까운 경우가 진공실 모사 능력이 좋음을 확인하였고, 특정 거리에서는 그 성능이 저하됨을 확인하였다. Center Body Diffuser의 설계를 위해서는 성능과 더불어, 벽면과 center body의 냉각도 함께 고려하여야 한다. 후속 연구로서 이를 종합적으로 고려하여 그 성능을 정량화할 예정이다.

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Journal of the Korean Society of Propulsion Engineers ISSN:1226-6027(Print) 2288-4548(Online) 한국추진공학회지

Preview

Numerical Analysis of Flow Characteristics and Performance Based on the Shape and Position of the Center Body Diffuser for High-Altitude Test Facility

ABSTRACT

MAIN

Fig. 1.

Schematic of CBD modeling.

Table 1.

Design parameters of CB position and CB contraction angle.

Table 2.

Design parameters of nozzle and CBD.

Fig. 2.

Comparison of pressure distribution and Y+ on the wall for the grid independence test.

Table 3.

Properties of burnt gas and air.

Fig. 3.

Comparison of (a) Mach number (b) pressure, (c) Schlieren contours for CB contraction angle(θc) at P0 = 60 bar.

Fig. 4.

Vacuum chamber pressure for various CB contraction angles at P0 = 60 bar.

Fig. 5.

Pressure distribution on the CBD wall for CB contraction angle(θc) at P0 = 60 bar.

Fig. 6.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for CB contraction angle(θc) at P0 = 60 bar.

Fig. 7.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for CB contraction angle (θc) case at P0 = 60 bar.

(1)

Fig. 8.

Comparison of (a) pressure, (b) Mach number, and (c) Schlieren contours for distance between nozzle and CB(Ld/Dst) at P0 = 60 bar.

Fig. 9.

Pressure distribution on the CBD wall for distance between nozzle and CB(Ld/Dst) at P0 = 60 bar.

Fig. 10.

Comparison of spacing of recirculation zones for distance between nozzle and CB(Ld/Dst) at P0 = 60 bar.

Fig. 11.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for distance between nozzle and CB(Ld/Dst) at P0 = 60 bar.

Fig. 12.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for distance between nozzle and CB(Ld/Dst) at P0 = 60 bar.

References

Comparison of (a) Mach number (b) pressure, (c) Schlieren contours for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Vacuum chamber pressure for various CB contraction angles at $P_{0}$ = 60 bar.

Pressure distribution on the CBD wall for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for CB contraction angle( $θ_{c}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for CB contraction angle ( $θ_{c}$ ) case at $P_{0}$ = 60 bar.

Comparison of (a) pressure, (b) Mach number, and (c) Schlieren contours for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Pressure distribution on the CBD wall for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Comparison of spacing of recirculation zones for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Comparison of (a) temperature contours and (b) CB wall maximum temperature for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.

Vacuum chamber pressure and pressure recovery position for distance between nozzle and CB( $L_{d} / D_{s t}$ ) at $P_{0}$ = 60 bar.