1. 서 론

스크램제트 엔진은 초음속 및 극초음속 순항비행에 적합한 추진기관으로, 다양한 응용 가능성으로 인해 활발히 연구되고 있다. 스크램제트 연소기 내부에서는 유동이 초음속으로 흐르기 때문에 체류시간이 수 ms 수준으로 매우 짧으며, 이 짧은 시간 동안 연료 분사, 연료-공기 혼합, 연소가 모두 이루어져야 한다. 따라서 체류시간 증가와 화염 유지 기술(flame holding), 그리고 혼합 증진을 위한 연료 분사 기술이 필수적이다[1]. 최근에는 상온 저장이 가능하고 체적당 에너지 밀도가 높으며 생산비용이 낮은 액체연료에 대한 관심이 증가하고 있으나, 액체연료는 미립화(atomization), 분열(breakup), 증발(evaporation) 과정을 수반하므로 기체연료보다 연소 안정성 확보가 더욱 어렵다[2]. 이러한 이유로 액체연료 스크램제트에서 공동(cavity)과 같은 화염 유지 장치의 역할이 중요하며, 공동은 저속 재순환 영역 형성과 혼합 촉진을 통해 화염 유지와 연소 효율 향상에 기여하는 것으로 보고되고 있다[3].

초음속 연소기에서 액체 케로신의 안정적 점화와 화염 안정화는 여전히 중요한 연구 과제로 인식되고 있다. Yu 등[4]은 모델 초음속 연소기에서 공동 깊이와 길이가 점화 및 화염 유지에 큰 영향을 미치며, 후방 경사각의 영향은 상대적으로 작고, 단일 공동보다 tandem 공동이 더 효과적인 화염 안정화 기구가 될 수 있음을 보고하였다. 또한 Hashimoto 등[5]은 케로신과 다른 액체 탄화수소 연료를 비교한 결과, self-ignition 성능은 cetane number와 직접적으로 대응하지 않지만 flame-holding 성능은 cetane number와 관련될 수 있음을 제시하였다. Li 등[6]과 Bao 등[7]은 공동 기반 연소기에서 각각 보조 점화 방식이 전단층과 재순환 영역의 연료 분포를 변화시켜 점화와 화염 유지에 큰 영향을 미친다고 보고하였다. 또한 Shi 등[8]은 파일럿 수소가 공동 전단층과 ramp 부근의 케로신 점화 및 화염 안정화에 중요한 역할을 한다고 제시하였으며, Yang 등[9]은 기화된 케로신의 예열이 점화 지연을 줄일 수 있으나, 특정 조건에서는 제트 침투가 증가하여 공동 내부 국부 당량비를 오히려 불리하게 만들어 점화 실패를 유발할 수 있음을 보였다.

이와 함께 연료 분사 배열, 보염기 조합, 그리고 보조 유동 제어 방식이 연소 구조와 화염 유지 특성에 미치는 영향에 대한 연구도 지속적으로 이루어졌다. Jin 등[10]은 공동형 화염 안정화 장치를 갖는 초음속 연소기에서 경사 분사와 공력 램프 분사를 비교한 결과, 인젝터 형상이 혼합 및 연소 특성에 직접적인 영향을 미친다고 보고하였다. Yu 등[11]은 barbotage를 이용한 공동 기반 보염기를 적용할 경우 순수 액체 분사보다 연소 효율이 향상되고, 이중 공동이 단일 공동보다 더 우수한 연소 성능을 나타낼 수 있음을 보고하였다. Yu 등[12]은 OH-PLIF와 schlieren 계측을 통해 공동 내부의 국부 고온영역이 케로신의 점화와 화염 유지에 중요한 역할을 한다고 제시하였다. Yu 등[13]은 supercritical/cracked kerosene을 주입한 경우 연료 온도와 cracking 정도가 연소 성능에 중요한 영향을 미치며, 높은 진입 마하수 또는 큰 연소기 높이가 연소 성능 향상에 유리할 수 있음을 보고하였다. Zhang 등[14]은 strut와 벽면 조합 분사 조건에서 중심 화염과 벽면 화염의 상호작용이 화염 구조와 연소 효율에 직접적인 영향을 미친다고 보고하였고, Qiu 등[15]과 Yan 등[16]은 strut 기반 연소기에서 파일럿 수소와 케로신의 조합이 공동의 전단층을 따라 화염을 빠르게 형성시키며, 이후 케로신 단독 연소로도 화염 유지가 가능함을 제시하였다. 또한 Li[17]는 연소기 scale 변화가 공동 안정화(cavity stabilization)와 제트 후류 안정화(jet-wake stabilization) 사이의 연소 모드 전이에 영향을 미친다고 보고하였으며, Li 등[18]은 분사구 수와 분사 조건 변화가 연소 모드와 화염 안정 범위를 크게 바꾼다고 밝혔다. 한편, 다양한 연구에서 air throttling, 산소 보조(O2-pilot), 고에너지 점화기 조건을 적용하여, 보조 점화 기법과 분사 조건이 제트 침투 깊이, 국부 화염 강도, 그리고 점화 한계를 변화시킴으로써 전체 연소 성능을 좌우한다고 보고하였다[19,20,21,22,23].

그러나 기존 연구들은 주로 보조 점화 기법, 분사 방식 또는 연소 모드 전이에 초점을 두고 있으며, 액체 케로신 연소에서 공동 형상 변화가 압력 분포 및 보염 특성에 미치는 영향을 비교한 연구는 부족하다. 이에 본 연구에서는 공동 형상을 주요 변수로 설정하고, 단일 공동(single cavity), 이중 공동(double cavity), 확대 공동(size-up cavity)과 분사 위치 연장 조건을 대상으로 액체 케로신의 초음속 연소 특성을 비교하고, 형상 변화와 분사 위치 변화가 화염 구조, 압력 거동 및 보염 한계에 미치는 영향을 분석하였다.

2. 연구 수행 방법

2.1 실험 장치 및 모델

본 연구는 불어내기식 초음속 풍동을 이용하여 수행되었으며, 정체실은 Vitiated air heater 방식을 적용하여 고온 유동을 공급할 수 있도록 설계하였다.

Fig. 1은 실험 모델을 나타낸다. 정체실 후방에 2차원 contoured nozzle을 이용하여 초음속 유동을 발생하였으며, 노즐 출구 후방에는 일정 길이의 고립부(isolator)를 배치하였으며, 그 후단에 2차원형 연소기를 연결하였다. 연소기 양 측면에는 내부 유동 가시화를 위하여 석영 유리를 적용하였다. 연소기 상부에는 유동 질식을 고려하여 2.6°의 확산각을 적용하였고, 화염 안정화를 위하여 공동을 배치하였다. 기준 공동의 L/D(Length to Depth)는 5, 후방 경사각 22.5°로 설계되었으며, 공동 바닥면 중앙에는 점화를 위한 수소 토치를 설치하였다. 연소기 하부는 압력 측정이 가능하도록 설계하였다. 분사구는 벽면에 수직한 방향으로 배치하였으며, 직경 0.3 mm의 분사구 3개를 10 mm 간격으로 배치하였다.

Fig. 1.

Supersonic combustor model.

Fig. 2는 본 연구에서 사용된 공동의 형상을 나타낸다. Fig. 2(a)에 제시한 단일 공동 형상을 기준으로 분사구 위치와 공동 형상을 단계적으로 변화시키며 연소 특성의 변화를 비교하였다. 기준 모델은 공동 선단(leading edge)으로부터 65 mm 상류에 분사구가 위치한 단일 공동 조건으로 설정하였다. 이후 Fig. 2(b)와 같이 연료의 미립화 향상 효과를 확인하기 위해 분사구를 공동으로부터 195 mm 상류로 이동시킨 연장 분사구 조건을 적용하였다. 또한, Fig. 2(c)와 같이 화염 유지 영역의 확장을 위해 기존 공동 후방 35 mm 위치에 동일한 공동을 추가한 이중 공동 형상을 도입하였다. 마지막으로 Fig. 2(d)에서 제시한 바와 같이, 공동 체적 증가 효과를 확인하기 위해 기존 대비 크기가 2배인 확대 공동 조건도 함께 검토하였다. 이중 공동과 확대 공동 조건은 모두 연장 분사구 조건을 기준으로 하여, 분사구 위치를 195 mm 상류로 고정한 상태에서 공동 형상만 변화시킨 경우이다.

Fig. 2.

Cavity geometries a) Single + base injector b) Single + extended injector c) Double cavity + extended d) Size-up cavity + extended.

2.2 실험 데이터 획득

Fig. 3은 실험 데이터 계측 지점의 개략도를 나타낸다. 풍동의 전압력과 전온도는 정체실의 압력 센서와 열전대를 통해 측정하였다. 연소기 내부의 압력 계측은 고립부 벽면에서 3지점, 연소기 내부 하단 7지점에서 측정하였다. 연소기 내부의 밀도 구배 및 유동 구조를 관찰하기 위하여 schlieren 기법을 함께 적용하였다. 본 연구에서 케로신 당량비는 실측 질량유량을 기준으로, 보조 수소 당량비는 초킹 유동 가정하의 계산 질량유량을 기준으로 산정하였다. 두 연료의 당량비는 모두 동일한 유입 공기 질량유량을 기준으로 계산하였다.

Fig. 3.

Schematic of data measurement locations.

3. 실험 결과

본 연구에서는 단일 공동 기준 조건, 분사 위치 연장 조건, 이중 공동, 확대 공동에 따른 액체 케로신의 초음속 연소 특성을 비교하였다.

3.1 단일 공동(Single cavity) 연소기 연소 특성

단일 공동, 기본 분사구 위치 조건에서 연소 성능을 평가하였다. 우선 케로신 당량비 0.31 조건에서 보조 수소 당량비를 변화시키며 점화 및 화염 유지 가능성을 확인하였다. 그 결과 보조 수소 당량비 0.54 조건에서 화염 유지가 가능하였고, 이후 동일한 보조 수소 조건에서 케로신

당량비를 증가시켜 연료 당량비 변화에 따른 연소 특성을 확인하였다.

Fig. 4는 보조 수소 당량비 0.54 조건에서 케로신 당량비 변화에 따른 직접광 이미지를 나타낸다. Fig. 4(a)에서와 같이 보조 수소 당량비가 0.54인 조건에서만 화염 유지가 가능하였으며, 그 이하의 조건에서는 모두 소염되었다. 이때 형성된 화염은 전단층 연소 모드를 보였다. 반면, Fig. 4(b)와 같이 케로신 당량비를 0.38로 증가시킨 경우에는 화염이 점화와 소염을 반복하는 불안정한 거동을 나타냈다. 다음으로, 케로신 당량비 0.31 조건에서 점화 이후 화염의 자립 유지 가능성을 확인하기 위하여 파일럿 화염의 공급을 중단하는 실험을 수행하였다.

Fig. 4.

Direct image of single cavity combustion (Fuel Φ 0.31/0.38 & H2 Φ 0.54).

Fig. 5는 수소 화염의 유지와 케로신 분사 이후 소염 과정을 관찰한 schlieren 가시화 결과를 나타낸다. 파일럿 화염이 중단된 이후에도 수소 보조 화염은 일정 시간 유지되었으나, 이후 분사된 케로신에 의해 보조 화염이 소염되는 현상이 확인되었다. 이는 분사된 케로신이 액체 상태로 보조 화염에 유입되면서 국부적인 냉각이 발생하고, 동시에 연료-공기 혼합이 충분히 이루어지지 않았기 때문으로 판단된다. 따라서 기준 분사 조건에서는 케로신의 기화 및 혼합 부족이 화염의 소염을 발생시키는 주요 원인으로 볼 수 있다. 이러한 결과로부터, 단일 공동 및 기본 분사구 위치 조건에서는 보조 수소 당량비가 높고 케로신 당량비가 낮은 조건에서 파일럿 화염과 보조 수소가 동시에 공급될 경우 점화 및 유지가 가능하지만, 보조 화염의 도움 없이 케로신만으로 안정적인 연소를 유지하는 것은 어려운 것으로 판단된다.

Fig. 5.

Visualization of the flame extinction process in single cavity.

3.2 단일 공동에서 분사 위치 연장에 따른 연소 특성

기준 분사구 조건에서는 액체연료가 공동 부근에 도달하기 전 충분한 분열과 증발을 거치지 못하는 한계가 확인되었다. 이에 본 연구에서는 실험 장치 및 연소기 모델에서 구현 가능한 최상류 위치인 공동 상류 195 mm에 분사구를 배치하였다. 해당 위치는 기준 분사구 위치인 65 mm 대비 공동 도달 전 연료의 이동 거리를 증가시키는 조건으로, 액적 분열, 증발 및 연료-공기 혼합이 추가로 진행될 수 있는 대표 연장 분사 조건으로 설정하였다.

Fig. 6의 Schlieren 결과에 따르면 분사구 연장 조건에서는 기준 모델에 비해 연료 분포가 연소기 내부에 더 넓게 형성되었고, 공동 내부 밀도구배 역시 감소하였다. 이는 분사구와 공동 사이의 거리가 65 mm에서 195 mm로 증가하면서, 액체 케로신이 공동에 도달하기 전 주유동 내에서 대류되는 시간이 증가했기 때문으로 판단된다. 대류 시간은 대표적으로 tconv~L/Uc로 나타낼 수 있으며, L은 분사구에서 공동 선단까지의 거리, Uc는 해당 구간에서 연료가 하류로 이동하는 대표 속도를 의미한다. 따라서 분사구와 공동 사이의 거리가 증가한 연장 분사구 조건에서는 연료가 공동에 유입되기 전 주변 공기와 상호작용을 할 수 있는 과정이 상대적으로 더 진행될 가능성이 있다. 따라서, 본 결과는 분사 위치 연장이 미립화와 혼합 개선에 기여했음을 의미한다.

Fig. 6.

Fuel distribution in the combustor for different injector locations.

연소 실험에서는 파일럿 화염의 공급을 중단하더라도 보조 수소만으로 화염이 유지되는 것을 확인하였고, 기준 위치에 비해 더 낮은 보조 수소 당량비 0.28에서도 화염 유지가 가능하였다. Fig. 7은 연장 분사구에서 케로신 당량비 0.31, 보조 수소 당량비 0.28일 때의 schlieren 및 압력 결과를 나타내었다. Fig. 7(a)에서는 연료와 수소가 모두 점화되면서 강한 화염이 형성되고, 이에 따라 shock train이 공동 상류까지 확장되는 것을 확인할 수 있다. 이후 형성된 화염은 후류 방향으로 밀려나 공동 부근에서 안정화되며, 이 과정에서 연소기 내부 압력은 점차 감소하는 경향을 보였다. 또한, Fig. 7(c)에서는 보조 수소 공급이 중단된 직후 연소기 내부 압력이 급격히 감소하는 것으로부터 소염이 발생하였음을 확인할 수 있다. 따라서 연장 분사구 조건은 기준 조건 대비 연료의 미립화 및 혼합을 개선함으로써 보염 성능이 향상됨을 알 수 있다. 특히 더 낮은 보조 수소 당량비에서도 화염 유지가 가능하였고, 파일럿 화염 공급이 중단된 이후에도 보조 수소가 존재하는 동안에는 연소가 유지되었다. 그러나 케로신 당량비가 0.4 이상으로 증가하거나 보조 수소가 제거된 경우에는 다시 소염이 발생하였다. 이는 분사 위치 연장이 연소 유지 향상에는 효과적이지만, 케로신 단독의 연소를 확보하기에는 충분하지 않음을 의미한다. 즉, 분사 위치 연장만으로는 화염 안정화 문제를 근본적으로 해결하기 어려워 보염 영역 자체를 확장할 필요가 있다.

Fig. 7.

Combustor pressure, flow and direct image during combustion at the extended injector location (Fuel Φ 0.31 & H2 Φ 0.28).

이후 공동 형상 변화의 효과를 비교하기 위한 실험은 3.2절에서 적용한 연장 분사구 조건을 동일하게 유지한 상태에서 수행하였다. 즉, 분사구 위치는 공동으로부터 195 mm 상류로 고정하고, 공동 형상만을 이중 공동, 확대 공동으로 변화시키며 연소 특성의 차이를 비교하였다.

3.3 이중 공동(Double cavity) 연소기 연소 특성

단일 공동 및 연장 분사구에서 관찰된 현상은 점화된 화염이 후류로 이동하며 연소기 후방에서 상대적으로 안정화된다는 점이었다. 이에 보염 영역 자체를 확장하기 위하여 기존 공동 후방 35 mm 지점에 동일한 공동을 하나 더 추가한 이중 공동 모델을 적용하였다. 실험 결과, 보조 수소가 없는 경우 화염 유지가 어려운 점은 기존과 동일하였으나, 연료 당량비가 0.4 이상인 조건에서는 연료 분사 직후 즉시 소염되는 현상이 완화되었다.

Fig. 8은 연료 당량비 0.51, 보조 수소 당량비 0.28 조건에서 double cavity 연소 실험 schlieren, 압력 결과 및 직접광 이미지를 나타내었다. Fig. 8(a) ~ (c)에서 처럼 점화 이후에는 전방과 후방 cavity 모두에서 화염이 관찰되었으나, 시간이 경과함에 따라 Fig. 8(e)와 같이 화염은 주로 후방 cavity에 머무르고, 시험 기간 동안 전방 cavity로는 간헐적으로 전파되는 특성을 보였다.

Fig. 8.

Combustor pressure, flow, direct image during combustion at double cavity(Fuel Φ 0.51 & H2 Φ 0.28).

이중 공동에서 보다 특징적으로 나타난 현상은 공동 간 화염 전파 거동이었다. 점화 초기에는 전방과 후방 공동 모두에서 화염이 관찰되었으나, 시간이 지나면 화염은 주로 후방 공동에 머무르고 전방 공동에는 간헐적으로만 전파되었다.

Fig. 9의 Schlieren 결과에 따르면 후방 공동의 화염이 전후방 공동 사이의 f 지점까지 밀려날 경우 전방 공동 내부에서 일시적인 화염이 형성되었고, 이후 전단층 부근의 연료가 점화되면서 짧은 시간 동안 전방 공동에서도 보염이 나타났다. 이러한 결과는 두 공동 사이의 간격이 화염 전파 가능성에 중요한 영향을 미친다는 것을 보여준다.

Fig. 9.

Flame propagation process between the two cavities.

그러나, Fig. 10에 나타난 것처럼 연료 당량비가 0.7 수준으로 증가한 경우에는 이중 공동에서도 다시 소염 현상이 발생하였다. Fig. 10(a)에서 보이는 바와 같이 케로신 분사 이후 형성된 화염은 파일럿 화염 부근에만 국한되었다. 또한 파일럿 화염이 중단된 이후에는 Fig. 10(b)에서 보이는 것처럼 파일럿 화염 근처에 존재하던 국부 화염도 함께 소염되는 것을 확인할 수 있다. 따라서 이중 공동은 보염 위치를 후방으로 확장하는 데는 효과적이었으나, 전방 공동까지 포함한 안정적 유지와 고당량비 연소에는 한계를 보였다. 이에 다음으로는 공동 수 증가보다 공동 체적 증가가 보염 특성에 미치는 영향을 검토하였다.

Fig. 10.

Combustor pressure, flow and direct image during combustion at double cavity(Fuel Φ 0.7 & H2 Φ 0.28).

3.4 확대 공동(Size-up cavity) 연소기 연소 특성

이중 공동 조건에서 드러난 한계를 바탕으로, 본 연구에서는 공동 수를 늘리는 대신 공동 자체의 체적을 증가시켜 체류시간을 강화하는 방안을 검토하였다. 이를 위해 기존보다 크기가 약 2배 증가된 확대 공동 모델을 적용하였다.

Fig. 11은 비반응 조건에서 확대 공동의 내부 유동 schlieren 결과를 나타냈다. 확대 공동은 기준 모델과 마찬가지로 개방형 공동 형태를 유지하였으나, 전단층의 길이와 재순환 영역의 크기가 증가한 것이 확인되었다. 확대 공동에서는 공동 체적 증가에 따라 재순환 영역의 유효 체적도 함께 증가한 것으로 판단된다. 공동 내부의 재순환 영역은 저속 유동을 형성하여 연료와 고온 생성물이 공동 내부에 머무를 수 있는 시간을 증가시킨다. 따라서 확대 공동 조건에서는 유동의 체류 시간이 증가하고, 이로 인해 공동 내부에서 화염 유지에 필요한 조건이 상대적으로 안정적으로 형성된 것으로 해석된다. 실제 연소 실험에서도 확대 공동은 다른 형상에 비해 가장 우수한 보염 성능을 나타냈다.

Fig. 11.

Comparison of flow visualization results between the base and size-up cavities.

Fig. 12는 당량비 0.76에서 확대 공동의 연소실 내부 압력과 schlieren 이미지를 나타낸 것이다. 보조 수소가 완전히 제거된 경우에는 여전히 소염이 발생하였으나, 이전보다 더 낮은 보조 수소 조건에서도 케로신 당량비 0.7 이상에서 연소가 유지되었다. 이는 확대 공동이 더 큰 재순환 영역과 긴 체류시간을 제공하여 화염유지에 유리한 조건을 형성하였기 때문으로 판단된다. 또한 이중 공동과 비교하여 동일 당량비 조건에서 화염은 공동 전반에 분포하였고, 내부 압력 변동도 상대적으로 작고 안정적인 경향을 보였다. 이는 확대 공동이 연료 혼합과 보염에 보다 효과적으로 작용하였음을 의미한다.

Fig. 12.

Combustor pressure, flow and direct image during combustion at size-up cavity(Fuel Φ 0.76 & H2 Φ 0.22).

다만 확대 공동과 이중 공동은 보염 영역 확장과 체류 시간 증가 측면에서는 유리하지만, 공동 형상 변화에 따른 공력학적 손실도 함께 고려할 필요가 있다. 공동 내부에서는 전단층의 박리와 재부착, 후방 벽면 압력 상승 등에 의해 압력 항력이 발생할 수 있으며, 공동의 크기 증가 또는 공동 수 증가는 이러한 손실을 증가시킬 가능성이 있다. 따라서 본 연구에서 확인된 보염 성능 향상은 체류 시간 증가에 따른 장점으로 해석될 수 있으나, 실제 추진기관 적용 관점에서는 보염 성능과 항력 증가 및 전압 손실 사이의 절충을 고려한 형상 최적화가 필요하다.

3.5 보조 수소 당량비의 영향 확인

앞선 결과는 공동 형상과 분사 위치 변화에 따라 화염 유지 특성이 뚜렷하게 달라짐을 보여주었다. 특히 단일 공동 기준 조건에서는 파일럿 화염과 보조 수소가 모두 존재해야만 제한적인 연소 유지가 가능하였다. 그러나 분사 위치를 연장하거나 공동 형상을 변경한 조건에서는 파일럿 화염을 제거한 이후에도 보조 수소만으로 화염 유지가 가능하였다. 따라서 각 조건에서 보조 수소가 연소 안정성에 미치는 영향을 보다 체계적으로 비교할 필요가 있다. 이에 본 절에서는 각 실험 모델에서 케로신 당량비와 보조 수소 당량비를 변화시키며 연소 성공 여부를 비교하고, 확대 공동 조건의 압력 결과를 바탕으로 보조 수소 당량비 변화가 연소기 내부 압력과 화염 유지 특성에 미치는 영향을 분석하였다.

본 연구에서 수행한 실험 조건과 연소 결과를 Table 1과 Fig. 13에 함께 제시하였다. Table 1은 각 공동 형상과 분사구 위치에 따른 케로신 당량비, 보조 수소 당량비, 파일럿 화염 조건 및 연소 유지 여부를 정리한 것이며, Fig. 13은 이를 케로신 및 보조 수소 당량비 변화에 따라 도식화한 결과이다. 이를 통해 각 형상에서 연소 유지가 확인된 조건과 소염이 발생한 조건을 비교하였다. 전반적으로 케로신 당량비가 증가할수록 연소 유지를 위해 필요한 보조 수소 당량비도 함께 증가하는 경향이 확인되었다.

Fig. 13.

Combustion success in each experimental model for different kerosene and hydrogen equivalence ratios.

이러한 보조 수소 의존성은 확대 공동 조건의 압력 결과에서도 확인된다. 보조 수소 당량비 변화가 연소기 내부 압력 상승에 미치는 영향을 정량적으로 비교하기 위하여, Fig. 14의 압력 계측 결과를 바탕으로 연소 유지 구간과 연소 전 조건의 정규화 압력 차이를 Table 2에 정리하였다.

Fig. 14.

Combustor pressure for the size-up cavity condition at different kerosene and hydrogen equivalence ratios.

동일한 케로신 당량비 조건에서 보조 수소 당량비를 감소시키면 연소기 내부 압력도 함께 감소하는 경향이 관찰되었다. 반면, 동일한 보조 수소 조건에서는 케로신 당량비가 증가하더라도 내부 압력 차이는 크지 않았다. 이는 현재 조건에서 케로신 유량 증가가 곧바로 유효한 열방출 증가로 이어지지 않음을 의미하며, 전체 열방출과 압력 상승이 케로신 자체의 연소보다 보조 수소 연소에 더 크게 의존하고 있음을 보여준다. 다시 말해, 액체연료의 기화와 혼합이 충분히 확보되지 않은 상태에서, 보조 수소가 점화와 보염에 필요한 반응성을 보완하고 있는 것으로 판단된다. 또한, 동일한 케로신 당량비 조건에서는 확대 공동이 다른 조건보다 더 낮은 보조 수소 당량비에서도 연소에 성공하였다. 이는 공동 크기 증가에 따른 체류시간 증가가 보조 수소의 의존도를 줄이는 데 효과적으로 작용하였음을 보여준다. 그럼에도 불구하고 모든 모델에서 보조 수소를 완전히 제거한 경우에는 연소 유지가 실패하였다. 따라서 본 실험 범위에서는 보조 수소가 점화와 화염 유지에 필수적인 역할을 수행하며, 주연료 단독의 안정적인 연소를 위해서는 연료의 기화와 혼합을 더욱 향상시킬 수 있는 추가적인 개선이 필요한 것으로 판단된다.

4. 결 론

본 연구에서는 액체 케로신 초음속 연소기에서 공동 형상과 분사 위치 변화가 보염 특성에 미치는 영향을 실험적으로 고찰하였다. 단일 공동 기준 조건에서는 보조 수소와 파일럿 화염이 존재할 때만 제한적인 연소 유지가 가능하였으며, 보조 화염이 제거되면 케로신 단독 연소는 유지되지 않았다. 분사 위치 연장 조건은 연료의 미립화 및 혼합을 개선하여 보염 성능을 향상시켰고, 이중 공동은 보염 영역을 후방으로 확장하여 연소 안정성 향상에 기여하였다. 또한 확대 공동은 가장 안정적인 화염 구조와 압력 특성을 나타내어, 비교한 형상 중 가장 우수한 보염 성능을 보였다. 그러나 모든 조건에서 보조 수소 제거 시 소염이 발생하였으므로, 향후 액체 케로신의 안정적인 단독 초음속 연소를 위해서는 확대 공동과 같은 체류시간 증대 형상 적용과 함께, 분사 위치 최적화 및 연료의 기화·혼합을 더욱 향상시킬 수 있는 설계 보완이 필요하다.