1. 서 론

극초음속순항비행체에 사용되는 스크램제트 엔진은 지구 대기권 내에서 마하 5 이상의 속도로 비행할 수 있는 공기흡입식 추진기관이다. 이는 로켓 추진기관과 비교했을 때 높은 비추력 특성과 운용 유연성을 가지고 있다는 장점이 있다[1,2]. 하지만 이러한 스크램제트 엔진 개발을 위해서는 고속 비행으로 인한 동체의 공력 가열 문제와 매우 빠른 공기 유동에서 연료를 효과적으로 혼합 및 연소시켜야 하는 초음속 연소의 어려움을 해결해야만 한다[3,4]. 이러한 난제를 극복하기 위하여 탄화수소 항공유를 이용한 능동재생냉각시스템이 연구되고 있다[5]. 탄화수소 연료는 상온에서 밀도가 높고 안정적인 액체 상태로 존재하기 때문에 취급 및 저장이 용이하다. 이러한 탄화수소 항공유는 고온에서 열분해 반응을 일으키며 수소와 다양한 저분자량 탄화수소들로 분해되는데, 이 과정에서 많은 양의 열을 흡수하기 때문에 동체 및 엔진의 극심한 가열 문제를 해결할 수 있다. 또한 흡열분해된 연료가 초음속 연소실에 공급되면 짧은 체류시간과 복잡한 유동에서도 기존의 액체 연료에 비해 효과적으로 공기와 혼합 및 연소되기 때문에 초음속 연소 효율을 향상시킬 수 있으므로 따라서 극초음속 비행체용 능동재생냉각시스템의 냉매 및 연료로 사용하기에 적합하다[6,7].

탄화수소 항공유를 이용한 능동재생냉각시스템의 성능은 연료가 얼마나 많은 양의 열을 흡수할 수 있는지에 대한 지표인 흡열량에 따라 결정되며, 따라서 높은 흡열성능을 가지는 탄화수소 항공유를 선택하는 것이 유리하다. 이러한 연료의 흡열량은 반응 온도, 압력, 유속에 따른 체류시간 등에 영향을 받기 때문에 다양한 압력, 유속조건에서 온도에 따른 흡열량 데이터를 획득해야 한다[8]. 한편, 최근 연구에서는 탄화수소 항공유에 적절한 촉매나 첨가제를 섞어 사용하면 기존의 열분해 시보다 낮은 온도에서 흡열반응이 시작되며, 따라서 같은 온도에서 더 많은 양의 열을 흡수할 수 있음이 확인되었다[9,10,11,12]. 이에 따라 본 연구그룹에서는 이러한 촉매분해 특성을 이용하기 위하여 나노입자가 포함된 탄화수소 항공유의 개발을 수행하고 있으며[13], 이러한 나노흡열연료의 성능 특성을 파악하기 위해서도 정확한 흡열량 측정이 필수적이다.

이러한 탄화수소 항공유의 흡열량은 현열(sensible heat)과 반응열(chemical heat sink)에 의해 결정되므로 이론적으로는 반응물과 생성물의 엔탈피 차이를 통해 구할 수도 있다[14]. 하지만 이를 실험을 통해 측정하기 위해서는 열분해 후 무수히 많이 생성되는 모든 생성물의 종류와 비율을 정확하게 파악하여 엔탈피를 계산해야 하는데, 이와같은 방법으로 흡열량을 정확히 측정하는 데에는 한계가 있으므로, 미세채널로 연료를 공급하여 DC heating 방식으로 가열하면서 입력되는 가열량을 이용하여 흡열량을 측정하는 방법이 주로 사용되고 있다[15,16,17]. 예를 들면 Zhou 등[15]은 내경이 1 mm인 원형 채널을 이용하여 3 MPa부터 6 MPa까지의 초임계 압력 조건에서 n-decane의 흡열량 측정 실험을 수행하였고, Lei 등[16]은 채널 형상에 따른 흡열 성능의 차이를 파악하기 위하여 단면이 사각형인 관과 내경이 각각 1.5 mm, 2.0 mm인 원형 관에 대한 흡열량을 측정하여 비교하였다. 또한 Pan 등[17]은 0.5 ~ 4.0 g/s의 다양한 질량유량에서 JP-10 연료의 흡열량 측정 실험을 수행하여 유량이 작을수록 더 높은 흡열량을 보이는 것을 확인하였다.

그러나 현재까지 국내에서는 미세채널을 이용한 연료의 흡열분해 실험장치가 제대로 구축되어 있지 않았기 때문에 연료 온도에 따른 흡열량을 정확하게 측정한 결과도 보고된 바가 없다. 따라서 본 연구에서는 극초음속비행체용 재생냉각시스템의 성능 향상을 위한 연구의 일환으로 미세채널 유동반응 실험장치를 설계 및 제작하고, 탄화수소 항공유의 주요 구성성분 중 하나인 n-decane(C₁₀H₂₂)의 출구 온도에 따른 흡열량 측정 실험을 수행하였다.

2. 실험 장치 및 구성

2.1 실험장치

실험에 사용된 미세채널 유동반응 실험장치의 구성도를 Fig. 1에 나타내었다. 본 실험장치는 크게 세 부분으로 구성되는데, 연료를 공급하는 Fuel supply부, 공급된 연료를 가열하는 Reactor부, 가열된 연료를 냉각하고 기체 및 액체 생성물을 획득하는 Cooling and Sampling부로 나뉜다.

Fig. 1.

Schematic layout of flow reactor test rig.

Fuel supply부에서는 Syringe pump 및 Dual piston pump를 통해 연료를 설정한 질량유량만큼 채널로 공급한다. 이때 사전 실험을 통해 Syringe pump의 설정 유량에 따른 실제 공급 유량을 계측하여 그 결과를 Fig. 2에 나타내었는데, 이를 직선으로 fitting한 결과, 기울기가 1.0089로서 평균적으로 1% 이하의 공급 오차를 나타내는 것을 확인하였다. 그러나 본 연구에서 사용한 Syringe pump는 최대 공급 용량이 1015 mL이므로, 이는 최대 1.5 g/s의 질량유량으로 약 10분 정도만 채널로 연료를 공급할 수 있다. 따라서 보다 효율적이고 원활한 실험을 위하여 연료 공급부에 연속식 펌프인 dual piston pump를 추가로 설치하여 실험조건에 도달하기까지는 dual piston pump를 사용하여 연료를 공급하고 실제 데이터를 획득할 때는 syringe pump로 전환하여 정확한 데이터를 획득하였다. 또한 Fig. 3에 시간에 따른 출구 연료 온도 변화를 나타내었는데, 연료의 온도가 목표 온도에 도달할 때까지 출구 연료 온도를 관찰하며 3분 이상 온도가 변화하지 않을 때 열적으로 안정화되었다고 판단하고 그때의 데이터를 사용하였다.

Fig. 2.

Comparison of measured and pump setting mass flow rates.

Fig. 3.

Variation of outlet fuel temperature with time.

다음으로, 공급된 연료는 미세채널을 흘러가면서 reactor부의 DC power supply를 이용한 DC heating 방식으로 가열된다. 채널을 빠져나온 연료는 열교환기를 통해서 냉각되는데, 이때 칠러의 온도는 25℃로 설정하였다. 냉각된 연료는 gas-liquid separator을 통과하여 액체 및 기체로 분해되며, 이는 생성물 분석을 위해 각각 샘플링된다. 이때 채널의 압력은 cooling and sampling부에 장착된 BPR(back pressure regulator)을 이용하여 실험 조건으로 설정된다.

2.2 Test section

Fig. 4에는 미세채널이 장착된 test section을 도시하였다. test section을 구성하는 원형 미세채널의 외경은 3.2 mm, 내경은 2.0 mm이며, 채널의 총 길이는 970 mm, 가열 길이는 최대 800 mm이다. 채널은 1260 세라믹 보드로 단열 처리하였으며, 반응기의 재질은 탄화수소 항공유와 촉매반응을 상대적으로 덜 일으킨다고 알려져 있는 SUS316을 사용하였다[18]. 또한 KCM사에서 주문제작한 직경 3.2 mm의 K-type 정밀열전대를 채널 벽면에 40 mm 간격으로 용접하여 총 20개의 열전대로 벽면 온도를 측정하였으며, 연료의 온도는 동일한 종류의 직경 1.6 mm의 열전대를 유로의 중앙까지 삽입하여 입/출구에서의 온도를 측정하였다.

Fig. 4.

Photograph of test section with movable copper bar.

미세채널을 가열하는 방식에는 furnace heating과 DC heating이 있으며, furnace heating은 연료 전환율과 코킹 발생률을 측정하는 데 용이한 반면, DC heating은 흡열량 및 열전달 특성 분석에 유리한 것으로 알려져 있다[19]. furnace heating 방식은 설정한 온도로 가열된 furnace 내부에서 채널을 가열하는 방식으로 채널이 목표 온도에 도달하기까지 시간이 오래 걸릴 뿐만 아니라, 채널에 공급된 가열량을 정확하게 계산하기 어렵다는 한계를 갖는다. 반면, DC heating 방식은 전기 저항에 의해 발생하는 줄 히팅(joule heating) 원리를 이용하여 채널을 직접 가열하는 방식이다. 본 연구의 실험장치에서는 두 개의 구리 전극(copper bar)을 유동 반응기 양쪽 끝에 접촉시켜 전류를 흐르게 함으로써 채널을 가열한다. 이때, 구리 전극은 접촉된 채널로 전류를 전달하는 역할을 하며, 전기 저항이 낮아 자체적인 발열은 거의 발생하지 않는다. 따라서 채널로 흐르는 전류를 통해 채널이 효과적으로 가열된다. 이러한 DC heating 방식은 입력 전압(V)과 전류(A)의 곱을 통해 가열량(W)을 쉽게 계산할 수 있으며, 전압을 조절하여 목표 온도를 빠르게 변경할 수 있어 신속한 실험이 가능하다. 이러한 장점으로 인해 본 연구에서는 DC heating 방식을 채택하였다. 연료가 목표 온도에 도달할 때까지 전압을 서서히 증가시킨 후, 목표 온도에 도달하면 그때의 전압과 전류를 총 가열에너지로 사용하였다.

다음으로 본 실험장치는 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 입구로부터의 길이에 따른 온도 및 분해 생성물 변화를 측정하기 위해서 입구 쪽의 구리전극을 이동할 수 있도록 제작하여 40 mm 간격으로 총 400 mm ~ 800 mm 까지 가열 길이를 변경할 수 있다.

3. 실험 방법

3.1 실험 조건

작동유체로는 탄화수소 항공유 JP-7과 JP-8의 주요 구성성분 중 하나인 n-decane(C₁₀H₂₂)를 사용하였는데[20], 이는 Samchun chemical사에서 생산되었고 순도는 98.0%이다. 또한 능동재생냉각시스템의 실제 운용 조건과 유사한 초임계 상태를 유지하기 위하여 압력을 n-decane의 임계 압력(2.1 MPa)보다 높은 3 MPa로 설정하였다.

가열 길이 800 mm에서 유량 0.7 g/s, 1.0 g/s, 1.5 g/s의 흡열량을 각각 측정하였고, 입구 연료 온도는 상온인 23℃이며, 출구 연료 온도는 300℃부터 최대 700℃까지 다양한 조건에서 연료 온도에 따른 흡열량 데이터를 획득하였다. 이때 탄화수소 항공유는 고온에서 가열되면 코킹이 발생하게 되며 이는 채널을 막아 실험에 영향을 미칠 수 있다. 이를 방지하기 위해 장착된 차압센서를 이용하여 입구 및 출구의 차압을 관찰하였고, 코킹이 발생함에 따라 차압이 증가하게 되면 즉시 실험을 종료하였다. 또한 700℃ 이상의 온도에서는 코킹이 급격하게 발생하므로 연료 온도 700℃ 이하 조건에서 흡열량 데이터를 획득하였다.

한편, 실험 결과의 재현성을 확인하기 위해 유량 1.0 g/s 조건에서 목표 온도를 300℃부터 600℃까지 50℃ 간격으로 증가시키며 2회 반복 실험을 수행한 결과를 Fig. 5 및 Table 1에 제시하였다. 본 연구에서는 채널을 가열할 때 입력 전압(V)을 조정하여 가열량을 제어하는데, 매실험마다 유동 반응기 자체의 전기저항과 구리 전극과의 접촉 저항이 미세하게 다르기 때문에 같은 전압을 공급하더라도 흐르는 전류가 달라진다. 이로 인해 출구 연료의 온도를 정확히 동일하게 설정하여 반복 실험하는 것은 어렵다. 따라서, 서로 다른 유동 반응기 시편에 대해 동일한 유량 조건에서 목표 온도를 50℃ 간격으로 증가시키며 흡열량을 측정하고, 온도 상승에 따른 증가 경향이 일관되게 나타나는지를 확인하였다. 실험 결과, 두 실험 조건 모두에서 흡열량은 출구 연료 온도가 증가함에 따라 유사한 증가 경향을 보였으며, 같은 목표 온도에서의 최대 상대 편차는 3.17%로 나타났다.

Fig. 5.

Heat sink results for Case 1 and Case 2 under 1.0 g/s flow rate condition.

3.2 열손실 계산 방법

미세채널을 흘러가면서 가열되는 연료의 흡열량(Q˙sink)은 입력열량(Win˙)에서 채널의 총 열손실(Q˙loss)을 뺀 다음 식 (1)로 계산된다.

정확한 연료의 흡열량을 측정하기 위해서는 채널에서 발생하는 총 열손실량을 알아야 한다. 따라서 비어있는 채널을 가열하고, 열평형에 도달했을 때, 입력한 열이 모두 공기 중으로 손실되었다고 가정하여 해당 벽면 온도에서의 열손실을 측정하였다. 이러한 방법으로 가열량을 조정하면서 벽면 온도와 가열 전력량을 이용하여 벽면 온도에 대한 열손실 calibration curve를 도출할 수 있다. 이때, Fig. 6(a)에 보이는 바와 같이 입구 및 출구와 가까운 열전대의 경우, 각각 입/출구 쪽으로 빠져나가는 열손실까지 고려해야 하므로 별도로 열손실 calibration curve를 도출하였고, 나머지 열전대(T32-T49)의 경우, 모든 벽면 온도를 평균하여 벽면 온도에 따른 열손실 calibration curve를 획득하였다.

Fig. 6.

(a) Schematic diagram of heat loss in test section, and (b) Heat loss with respect to surface temperature of test section.

Fig. 6(b)에는 단열 방법에 따른 열손실 결과를 비교하여 도시하였다. 여기에서 Zhou 등[15]은 채널을 단열하지 않았고, Zhu 등[21]은 반응기 주변에 운모층과 두 개의 흑연층을 배치하여 단열하였다. 본 연구의 실험 장치는 채널을 1260 세라믹 보드를 이용하여 단열하였는데, Fig. 6(b)에 보이는 바와 같이 단열하지 않은 Zhou 등의 열손실 결과보다는 작고, 운모와 두 개의 흑연층으로 단열한 Zhu 등의 열손실 결과보다는 크게 측정된 것을 확인할 수 있다.

3.3 흡열량 측정 방법

채널을 따라 흐르는 연료가 채널을 통과할 때 벽면 온도가 변화하고 따라서 축 방향의 열손실이 일정하지 않기 때문에 Fig. 7과 같이 40 mm 간격으로 control volume를 설정하였다. 다음으로 Fig. 6(b)의 열손실 calibration curve를 이용하여 열손실을 벽면 온도에 따른 다항식 함수로 표현하였으며, 이는 다음 식 (2)와 같다.

여기에서 Tw는 채널의 벽면 온도이며, Q˙s''은 단위 면적당 열손실량으로 W/m2의 단위를 가진다. 그리고 a,b,c는 실험적으로 결정되는 계수이며 Table 2에 각각의 값들을 제시하였다.

Fig. 7.

(a) Schematic of flow reactor, and (b) a control volume for the tube section.

이렇게 얻은 단위 면적당 열손실량을 통해 40 mm 길이의 control volume에서 방출되는 열손실량을 아래 식 (3)으로 계산할 수 있다.

여기에서 qs˙는 control volume의 열손실량을 의미하며, 단위는 W 이다. d0는 외경의 지름, dx는 단위 길이 40 mm이다.

위의 식들을 바탕으로 20개의 control volume에서 발생하는 열손실을 모두 더하여 아래 식 (4)를 통해 채널에서 발생하는 총 열손실량을 얻을 수 있으며, 가열량에서 총 열손실량을 뺀 식 (5)로부터 출구 연료 온도에 따른 단위 질량당 흡열량을 계산하였다.

여기에서 Q˙loss는 전체 채널의 총 열손실량이며, Qsink는 연료의 단위 질량당 흡열량, V와 I는 각각 채널로 공급되는 전압 및 전류를 의미하고, m은 연료의 질량유량이다.

3.4 연료전환율 측정 방법

화학적 흡열량은 연료가 분해되면서 흡수한 열의 양이므로 연료의 전환율과 흡열량의 관계를 파악하는 것이 중요하다. 따라서 연료 출구 온도에 따른 연료 전환율을 측정하였는데, 이때 연료의 전환율(z)은 기존의 연료가 열분해 되어 다른 물질로 전환된 비율을 의미하며, 아래 식 (6)으로 계산할 수 있다.

여기에서 m˙in은 유동반응기 입구로 공급된 연료의 질량유량이며, m˙out은 유동반응기 출구에서 연료가 흡열분해된 이후 측정된 액체 상태 연료의 질량유량인데, 이는 유동반응기 채널에서 빠져나온 액체 상태 연료를 sampling 부에 장착된 저울로 시간과 무게를 측정하고 이를 이용하여 계산하였다. vres '는 유동반응기를 빠져나온 액체 상태 연료 중에서 분해되지 않은 원래 연료의 질량분율이며, 이는 출구에서 나오는 액체 연료를 샘플링하여 GC-FID를 통해 측정하였다.

반응 후 빠져나온 연료는 열교환기를 통해 냉각되었으며, 칠러 온도는 25℃로 설정하였다. 이 과정에서 생성물 중 고온의 기체 성분 일부가 냉각되어 액체로 응축되지만, 상변화된 물질은 기존 연료인 n-decane이 아닌 열분해 과정에서 생성된 다른 탄화수소 물질이다. 따라서 연료 전환율 계산 과정에서 GC-FID를 이용하여 액체 생성물 중 열분해 되지 않고 남아있는 n-decane의 비율을 측정한 후 이를 전환율 계산에 사용하기 때문에, 이러한 상변화 현상이 연료 전환율 결과에는 영향을 미치지 않는다.

4. 실험 결과

먼저 입구 유량 1.0 g/s 조건에서의 흡열량 및 연료전환율 결과는 Fig. 8과 같다. 보이는 바와 같이 연료의 분해가 시작되기 전인 500℃ 이하에서는 흡열량이 연료의 온도 상승으로 인해 흡수되는 열인 sensible heat 라인과 비슷하게 증가하는 경향을 확인할 수 있다. 하지만 500℃ 이상에서부터 연료가 분해되기 시작하고, 따라서 열을 더 많이 흡수하므로 sensible heat보다 흡열량이 훨씬 크게 측정된다.

Fig. 8.

Total heat sink and conversion rate of n-decane at mass flow rate of 1.0 g/s.

이러한 경향은 입구 유량 0.7 g/s 조건에서 더욱 두드러지게 나타난다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이 연료의 분해가 시작되기 전인 약 300℃, 400℃ 조건에서는 흡열량이 sensible heat 라인과 비슷하게 측정되는 반면 500℃ 이상에서는 연료의 분해가 시작됨에 따라 흡열량이 급격하게 증가한다. 이는 열분해 반응으로 인해 연료가 분해되어 기체 및 다른 생성물들로 변하며, 이 과정에서 연료가 열을 더 많이 흡수했기 때문이다. 따라서 연료가 많이 분해될수록 높은 흡열량을 가지며, 실험 조건 중 가장 고온인 651.8℃에서 흡열량은 약 3344.7 kJ/kg으로 측정되었고 이때의 연료전환율은 약 67.2%로 나타난다.

Fig. 9.

Total heat sink and conversion rate of n-decane at mass flow rate of 0.7 g/s.

또한 연료의 흡열량은 연료가 채널을 흘러가면서 가열되는 시간인 체류시간에도 큰 영향을 받는다. 연료가 채널을 통과하는데 걸리는 체류시간(tr)은 다음 식 (7)과 같이 채널의 길이(l)와 연료의 평균 속도(vavg)에 의해서 결정된다. 이때 연료가 채널을 흘러가면서 온도가 증가함에 따라 밀도가 감소하기 때문에 연료의 속도는 위치에 따라 변하지만, 개략적으로는 입구와 출구 온도에 대한 평균으로 나타낼 수 있다. 따라서 채널의 길이가 일정할 때 평균 속도가 빠를수록 체류시간은 감소하며, 평균 속도가 느릴수록 체류시간은 증가한다.

한편 질량유량은 아래 식 (8)과 같이 나타낼 수 있는데, 같은 온도에서 밀도는 동일하고 입구 면적 또한 일정하므로, 따라서 서로 다른 유량 조건에 대하여 동일한 출구온도까지 가열하는 경우에는 유량이 커질수록 속도는 증가하고 따라서 체류시간은 감소한다.

이와같이 체류시간이 감소하면, 동일한 연료 온도에 도달하더라도 연료가 고온의 벽면으로부터 열을 흡수하여 다른 생성물로 분해되는 시간이 상대적으로 부족하게 되고, 따라서 같은 온도에서 전환율이 더 낮게 측정된다.

이러한 체류시간에 따른 흡열량 측정 결과는 Fig. 10의 입구 유량 1.5 g/s 조건 결과를 통해서 확인할 수 있다. 유량이 클수록 속도는 빨라지고 따라서 체류시간은 감소하므로 약 500℃ 이상에서 연료의 분해가 시작되던 0.7 g/s, 1.0 g/s 조건과는 달리 1.5 g/s 조건에서는 600℃ 부근에서 연료가 분해되기 시작한다. 따라서 같은 온도에서 흡열량 또한 더 낮게 측정된다. 이러한 유량에 따른 흡열량 및 연료 전환율 측정 결과는 Table 3에 자세히 정리하였다.

Fig. 10.

Total heat sink and conversion rate of n-decane at mass flow rate of 1.5 g/s.

다음으로 Fig. 11에 다양한 입구 유량에 따른 흡열량 및 연료전환율 측정 결과를 도시하였다. 앞서 설명한 바와 같이 유량이 작을수록 같은 온도로 가열되기까지의 체류시간이 증가하므로 더 낮은 온도에서 분해가 시작되는 것을 확인할 수 있다. 따라서 Fig. 11(a)에 나타낸 바와 같이 같은 온도에서 유량이 작을수록 흡열량이 더 높게 측정된다. 이러한 결과를 Zhou 등[15]의 실험값과 비교해본 결과, 0.7 g/s 조건에서는 본 연구의 결과가 전체적으로 더 높게 나타나는 것을 확인할 수 있는데 이는 앞서 언급한 바와 같이 유량이 작을수록 열분해에 유리하므로 같은 온도에서 전환율이 더 높기 때문인 것으로 판단된다. 또한 1.0 g/s 조건의 경우 열분해 반응이 시작되기 전인 낮은 온도에서는 Zhou 등의 실험값과 유사하게 측정되지만 열분해가 일어나기 시작하는 영역인 500℃ 이상에서는 더 크게 측정된다. 이는 Zhou 등이 사용한 채널의 직경은 1 mm로 본 연구의 2 mm보다 작기 때문에 같은 유량 조건이더라도 속도가 더 빨라 체류시간이 짧으므로 Fig. 11(b)에 보이는 바와 같이 연료의 분해가 더 늦게 시작되며, 따라서 본 연구의 흡열량 측정 결과가 더 높게 나타나는 것으로 판단된다.

Fig. 11.

(a) Total heat sink, and (b) Conversion rate of n-decane at various mass flow rates.

마지막으로 연료의 전환율에 따른 흡열량 결과를 분석하기 위하여 모든 유량 조건에서의 흡열량 측정 결과를 연료전환율에 대한 흡열량으로 나타내어 Fig. 12에 도시하였다. 먼저 Zhou 등[14]의 실험 결과와 비교했을 때, 본 연구의 실험 결과와 유사한 경향을 보이는 것을 확인하였다. 또한 모든 유량 조건에서 연료 전환율이 증가할수록 흡열량도 증가하는 경향을 보이며, 이는 연료가 열을 흡수하면서 분해되고, 이에 따라 기존 연료가 다른 물질로 전환되어 연료 전환율이 증가함을 의미한다.

Fig. 12.

Heat sink with respect to fuel conversion rate at various mass flow rates.

5. 결 론

본 연구에서는 극초음속 비행체용 능동재생냉각시스템에 사용되는 탄화수소 항공유의 성능 지표 중 하나인 흡열량을 정확하게 측정하기 위하여 미세채널 유동반응 실험장치를 설계 및 제작하고, n-decane의 온도에 따른 흡열량 측정 실험을 수행하였다.

실제 재생냉각시스템은 고온/고압의 초임계 상태에서 운용되기 때문에 n-decane의 임계 압력인 2.1 MPa보다 높은 3 MPa에서 실험을 수행하였으며, 흡열량 측정은 0.7 g/s, 1.0 g/s, 1.5 g/s 총 세가지 유량 조건에서 수행되었다. 그 결과 열분해가 일어나지 않는 500℃ 이하에서는 연료의 온도 상승으로 인해 흡수하는 열의 양인 sensible heat과 비슷하게 측정되었으나 열분해가 일어나는 500℃ 이상에서는 연료가 화학반응을 일으키며 열을 더 많이 흡수하기 때문에 흡열량이 급격하게 증가하는 경향을 보이는 것을 확인하였다. 또한 유량에 따른 흡열량을 비교한 결과, 유량이 작을수록 체류시간이 증가하므로 더 낮은 온도에서 연료의 분해가 시작되며 이로 인해 같은 온도에서 흡열량이 더 높게 측정되었다. 다음으로 연료 전환율에 대한 흡열량 결과를 비교해보았을 때 연료 전환율이 증가할수록 흡열량이 증가하는 경향을 보인다. 따라서 연료의 흡열량은 기존의 연료가 얼마나 분해 되었는지에 대한 연료의 전환율과 상관관계가 있으며, 이는 유속과 채널 직경에 의해 결정되는 체류시간에 큰 영향을 받는 것을 알 수 있다.

결론적으로 본 연구에서는 국내 최초로 DC heating 방식의 미세채널 유동반응 실험장치를 구축하여, 재생냉각성능을 판단하는 가장 중요한 성능 지표인 연료의 흡열량을 측정하는 방법을 정립하고 측정값을 검증해 보았다. 이와 같이 제작된 미세채널 유동반응 실험장치는 본 연구의 흡열량 측정뿐만 아니라 초임계 미세채널 내부에서의 유동 및 열전달, 그리고 기체 및 액체 생성물 분석을 통한 흡열분해 특성 파악 연구에도 활용될 수 있다. 따라서 이러한 결과들은 앞으로 나노흡열연료 개발 및 성능검증, 재생냉각채널 최적설계 등에 유용하게 사용될 것으로 예상되며, 극초음속 비행체의 능동재생냉각시스템 개발에 효과적으로 활용될 것으로 기대된다.