1. 서 론

초음속 추진기관의 연소기는 극심한 공력 가열과 고온·고압의 연소 환경으로 인해 매우 큰 열부하를 받는다. 또한, 연소기 내부 유동의 체류시간이 매우 짧기 때문에 안정적인 화염 유지를 위해서는 연료의 신속한 미립화, 기화 및 혼합이 필수적이다[1,2,3]. 이러한 열적 한계를 극복하기 위해 재생 냉각(regenerative cooling), 막냉각, 수동형 열보호 등 다양한 열관리 기법이 제안되어 왔으며, 이 가운데 재생 냉각은 벽면 냉각과 연료 예열을 동시에 수행할 수 있다는 점에서 유력한 기술로 평가된다[4,5,6,7,8]. 재생 냉각 시스템의 설계와 해석을 위해서는 냉각 채널 내부를 흐르는 연료의 열전달 및 유동 특성을 정확히 파악할 필요가 있다. 케로신 및 JP 계열과 같은 액체 탄화수소 연료는 저장과 취급이 용이하고 에너지 밀도가 높아 널리 사용되어 왔으며, 가열 과정에서 일부 기화가 발생할 경우 후단 인젝터에서의 미립화와 기화를 촉진할 수 있다[9]. 그러나 고온 환경에서 가열되는 탄화수소 연료는 복잡한 열유동과 화학 반응을 동반한다. 예를 들어 고온·고압 조건에서는 물성 변화로 인해 열전달 특성이 크게 달라질 수 있고[10,11], 고온 벽면에 장시간 노출되면 열분해 및 코킹이 발생하여 냉각 채널의 열전달 성능을 저하시킬 수 있다[12,13,14,15]. 또한 가열 과정에서 액상 연료가 비등하며 2상 유동으로 전이되면 유동과 열전달 특성이 불안정해질 수 있다[16]. 이러한 상변화 거동을 예측하기 위해 2상 유동의 유동 패턴 전이에 관한 연구가 지속적으로 수행되어 왔다. Baker[17]는 오일-공기 계통을 대상으로 유동양식 맵을 제안하였고, Mandhane 등[18]과 Taitel 및 Dukler[19]는 경험적·반이론적 모델을 통해 전 이 조건을 정리하였다. 이후 Steiner[20], Kattan-Thome-Favrat[21], Wojtan 등[22]은 비등 유동 조건으로 연구를 확장하였다. 그러나 이러한 연구는 주로 오일-공기 계통 이나 냉매 유동을 대상으로 수행되어 왔기 때문에, 재생 냉각 환경에서 가열되는 복합 탄화수소 연료에 직접 적용 하기에는 한계가 있다. 특히 케로신은 복합 탄화수소 혼 합물로서 상거동과 물성 변화가 복잡하다. 이를 이해하고 자 열적 안정성 및 연소 특성에 대한 연구는 수행되어 왔 으나[23,24,25],

이에 본 연구에서는 스크램제트 재생 냉각 환경을 모사하고자 연료 가열 실험 장치를 구축하여 케로신 연료의 고온 유동 특성을 실험적으로 분석하였다. 고속 가시화, 온도 및 압력 계측을 통해 채널 내부 유동의 변화가 후단 분사기의 분사 거동에 미치는 영향을 함께 분석하였다. 본 연구의 목적은 가열 온도 증가에 따라 케로신 연료의 관내 유동이 어떠한 2상 유동 패턴으로 전이되는지를 확인하고, 이러한 유동 구조 변화가 후단 분사기 출구의 분사 안정성과 분사 형상에 미치는 영향을 실험적으로 규명하는 데 있다.

2. 실험 장치 및 방법

2.1 실험 장치

Fig. 1은 연료 가열 장치의 개략도를 나타낸다. 케로신은 저장탱크에서 질소 가압 방식을 통해 가열 장치 내부로 공급하였다. 가열 도관은 구리 지그를 이용하여 장착하였으며, 구리 지그는 최대 18 kW 용량의 정류기와 연결하였다. 가열용 도관으로는 외경 6.35 mm(1/4 inch), 내경 3.05 mm, 길이 500 mm의 SUS316 도관을 사용하였다.

Fig. 1.

Schematic of fuel heating system.

가열 도관 출구에는 가시화용 유리를 설치하여 도관 내부 유동을 가시화할 수 있도록 하였으며, 종단에는 분사기를 장착하여 유량을 조절하고 분사 패턴을 관찰할 수 있도록 하였다. 본 장치는 재생 냉각 채널 내부의 연료의 가열 및 상변화 거동을 모사하기 위한 것으로, 도관 내부 유동의 변화와 후단 분사를 연계하여 관찰할 수 있도록 구성하였다.

2.2 실험 데이터 획득

압력 계측에는 Sensys사의 압력 센서를 사용하였고, 온도 계측에는 K-type 열전대를 사용하였다. 가열 도관의 온도를 측정하기 위해 도관 외벽에 일정 간격으로 열전대 3개를 장착하였다. 또한, 도관 내부 케로신의 상태를 계측하기 위해 가열 도관 전단과 후단에는 압력 센서와 열전대를 설치하였으며, 분사 직전 연료 상태를 확인하기 위해 분사기 전단에도 동일한 계측부를 배치하였다. 가열 도관 후단에서 분사기 전단까지의 연결부와 가시화부에는 히팅 테이프를 적용하여 외부 열손실을 최소화하였다. 도관 내 케로신의 유동 특성을 관찰하기 위해 Shadowgraph 가시화 기법을 적용하여 영상을 획득하였다. Shadowgraph 이미지는 초고속 카메라를 이용하여 초당 75 frame의 속도로 촬영하였다. Fig. 2는 본 연구에 사용된 분사기의 형상과 개략도를 나타낸다. 종단에는 1/4 inch 가열 도관과 연결되는 분사기 블록을 장착하였다. 분사기 내부 유로는 유입된 연료가 3개의 분사구로 공급되도록 구성되었으며, 각 분사구는 내경 0.3 mm의 원형 분사구로 10 mm 간격으로 배열하였다.

Fig. 2.

Injector block and schematic.

2.3 실험 조건

Table 1은 실험에 사용된 케로신의 공급압력 및 질량유량 조건을 나타낸다. 각 조건의 질량유량은 일정 시간 동안 케로신을 용기에 분사한 후, 분사 전후 용기의 질량 변화량을 전자저울로 측정하고 이를 분사 시간으로 나누어 산출하였다. 분사구 출구의 유동 조건은 300 K에서의 케로신 대표 물성을 적용하여 산정하였다. 전체 질량유량이 3개 분사구에 균일하게 분배된다고 가정하고 상온 케로신의 대표 물성을 적용한 결과, 평균 분사 속도와 Reynolds 수는 각각 34.0 ~ 56.8 m/s 및 5.86×10³ ~ 9.78×10³의 범위로 산정되었다.

실험 조건은 관내 유동 상태에 따라 단상 유동 조건과 2상 유동 조건으로 구분하였다. 단상 유동 조건은 가열 이후에도 기포 생성, 계면 분리 및 기액 혼재 구조가 관찰되지 않고 액상 유동이 유지되는 조건으로 정의하였다. 2상 유동 조건은 가열 과정에서 기포 생성, 계면 변동 및 기액 분리 구조가 관찰되는 조건으로 정의하였다. 이를 바탕으로 가열에 따른 관내 유동 구조 변화와 분사구 출구 거동의 차이를 비교하였다.

각 실험 조건은 동일한 공급압력, 가열 절차 및 계측 조건에서 3회 이상 반복 수행하였다. 반복시험 결과, 가열 도관 후단의 온도 및 압력 변화와 관내 유동 패턴에서 일관된 경향이 확인되었다. 본문에 제시한 가시화 이미지는 반복시험에서 공통적으로 관찰된 유동 특성을 대표하는 결과로 선정하였다.

3. 실험 결과

3.1 단상(Single-phase) 유동 패턴

가열하지 않은 상온 조건에서는 도관 내부에서 기포 생성이나 계면 분리와 같은 2상 유동 특성이 관찰되지 않았으며, 유동은 액상 상태로 유지되었다. 상변화가 관찰되지 않은 가열 조건에서도 질량유량 전 범위에 걸쳐 기포 생성이나 계면 분리 없이 액상 유동이 유지되었다. 따라서 본 절에서는 단상 유동 상태에서 질량유량 변화에 따른 관내 유동 및 분사구 출구 거동을 분석하였다.

Fig. 3은 단상유동 조건에서 질량유량 변화에 따른 케로신 연료의 관내 유동 가시화 결과를 나타낸다. 가열에 따라 일부 잔물결 형태의 유동이 관찰되었으나, 상변화는 발생하지 않았으며, 이에 따라 상온 케로신의 유동 패턴과 비교하여 뚜렷한 차이는 나타나지 않았다. 이러한 경향은 케로신 유량이 증가한 조건에서도 동일하게 확인되었다. 또한, 기포 생성, 계면 분리 같은 2상 유동의 특징이 관찰되지 않았으므로, 관내 유동은 전반적으로 단상 유동으로 유지된 것으로 판단된다.

Fig. 3.

Visualization of single-phase internal flow in the pipe at different kerosene mass flow rates.

Fig. 4는 단상 유동 조건에서 질량유량별 가열 도관 후단의 온도 및 압력 변화를 나타낸다. Fig. 4(a)에서 모든 조건의 케로신 온도는 가열 시작 이후 상승한 뒤 비교적 일정한 수준을 유지하였으며, 질량유량에 따라 온도 상승 속도와 안정화되는 시점에 차이가 나타났다. 특히 5.77 g/s 조건에서는 낮은 유속으로 인해 가열 도관 내 체류시간이 증가하므로, 가열 과정에서 연료의 열적 노출이 상대적으로 크게 나타난다. 이에 따라 상변화가 관찰되지 않는 범위에서 가열 수준을 설정하였으며, 온도 상승 구간에서 다른 질량유량 조건과 상이한 열적 응답이 나타났다. 그러나 동일 구간에서 압력의 뚜렷한 변동은 관찰되지 않았으며, 관내 가시화 결과에서도 기포 생성이나 계면 분리가 확인되지 않았다. 또한 약 60 s 부근의 온도 감소는 해당 조건의 가열 종료에 따른 결과이다. Fig. 4(b)에서 압력은 모든 질량유량 조건에서 비교적 일정한 수준을 유지하였으며, 시간에 따른 주기적 진동이나 급격한 변동은 나타나지 않았다. 이러한 온도·압력 계측 결과와 관내 가시화 결과를 종합하면, 해당 조건에서 관내 유동은 상변화를 수반하지 않는 단상 유동 상태로 유지된 것으로 판단된다.

Fig. 4.

Single-phase flow (a) temperature and (b) pressure with time at different flow rates.

Fig. 5는 단상 유동 조건에서의 분사구 출구 근방 가시화 결과를 나타낸다.

Fig. 5.

Visualization of single-phase injector outlet at different kerosene flow rates.

이미지는 가열 도관 후단의 온도와 압력이 비교적 일정하게 유지되는 구간에서 취득하였다. 도관 내부에서 기포 생성이나 계면 분리와 같은 2상 유동 특성이 관찰되지 않은 조건에서, 분사구 출구의 연료는 전반적으로 액주 형태를 유지하였다. 다만 9.64 g/s 조건에서는 다른 조건에 비해 출구 근방 액주의 폭이 다소 증가하는 경향이 관찰되었다. 그러나 관내 가시화 결과에서 명확한 기포 생성이 확인되지 않았고, 압력 이력에서도 뚜렷한 진동이 나타나지 않았으므로, 해당 현상은 2상 유동 전이에 의한 결과로 단정하기보다 단상 유동 조건에서의 출구 근방 액주 형상 변화로 판단하였다.

3.2 2상(Two-phase) 유동 패턴

Fig. 6은 2상 유동 조건에서 세 가지 질량유량 조건에 대해 관찰된 케로신 기액 2상 유동 패턴의 대표 형상을 나타낸다. (a)의 기포류(bubbly flow)는 액상 내부에 작은 기포가 분산되어 존재하는 유동이며, (b)의 플러그 및 슬러그류(plug and slug flow)는 길게 형성된 기포 또는 큰 기상 구간이 액상 구간과 교대로 나타나는 간헐적 유동이다. 또한, (c)의 환상류(annular flow)는 기상이 중심부를 따라 유동하고 액상이 벽면을 따라 액막 형태로 분포하는 유동으로, 계면 형상과 액막 두께에 따라 다소 상이한 형태로 관찰되었다. 각 질량유량 조건에서는 시간에 따라 Fig. 6(a)–(c)에 해당하는 유동 패턴이 반복적으로 관찰되었으며, 계면 변동과 상변화 진행 정도에 따라 각 패턴 사이의 전이 거동이 함께 나타났다.

Fig. 6.

Representative two-phase flow patterns observed under the three kerosene mass flow rate conditions: (a) bubbly flow, (b) plug and slug flow, and (c) annular flow.

이러한 관내 2상 유동 구조의 시간적 변화는 분사기 전단으로 공급되는 연료의 유동 상태를 비정상적으로 변화시킬 수 있으며, 결과적으로 분사구 출구에서 형성되는 액주 형상과 연속성에 영향을 미칠 수 있다.

Fig. 7은 2상 유동 조건에서 각 질량유량별로 관찰된 환상류의 대표 형상을 나타낸다. 각 질량유량 조건에서는 시간에 따라 기포류, 플러그 및 슬러그류, 환상류 등 다양한 유동 패턴이 반복적으로 나타났으며, 이 가운데 질량유량에 따른 관내 유동 형상의 차이를 비교하기 위해 환상류가 형성된 시점의 대표 이미지를 선정하였다. 환상류에서는 기상 영역이 도관 중심부를 따라 형성되고 액상이 관벽을 따라 액막 형태로 분포하였으며, 질량유량에 따라 기액 계면의 형상과 액막 분포에 차이가 나타났다.

Fig. 7.

Representative annular flow patterns observed at different kerosene mass flow rates under two-phase flow conditions.

Fig. 8은 2상 유동 조건에서 질량유량별 가열 도관 후단의 온도 및 압력 변화를 나타낸다. 각 질량유량 조건에서는 가열이 진행됨에 따라 온도와 압력 신호에 주기적인 변동이 나타났으며, 이러한 변동이 본격적으로 시작되는 시점은 관내 가시화에서 기포 생성과 기액 계면 변화가 관찰된 시점과 대체로 일치하였다. 5.77 g/s 조건에서는 약 17 s부터 온도와 압력의 변동이 나타난 반면, 8.49 g/s와 9.64 g/s 조건에서는 각각 약 38 s와 46 s 이후에 뚜렷한 변동이 확인되었다. 질량유량이 낮을수록 평균 유속 감소로 가열 도관 내 체류시간이 증가하므로, 연료의 열적 노출 시간이 길어지고 상변화가 상대적으로 이른 시점에 발생하였다. 이에 따라 5.77 g/s 조건에서는 다른 조건보다 낮은 가열 도관 후단 온도에서 상변화가 관찰되었다. 반면 본 실험 범위에서는 질량유량이 증가할수록 가열 도관 내 체류시간과 단위 질량당 열적 노출이 감소하여, 상변화 및 이에 수반되는 온도·압력 변동의 발생 시점이 지연되었다. 상변화가 시작된 이후에는 액상 연료의 기화 과정에서 잠열이 소모되므로 현열에 의한 온도 상승이 제한되며, 일부 구간에서는 온도가 일시적으로 감소하는 특성이 나타났다. 또한 기포의 생성과 성장, 기액 계면 및 액막 분포의 반복적인 변화로 인해 도관 내부의 유동 저항과 국소 열전달 상태가 시간에 따라 달라지면서 온도와 압력 신호의 변동폭이 증가한 것으로 판단된다.

Fig. 8.

Two-phase flow (a) temperature and (b) pressure with time at different flow rates.

Fig. 9는 질량유량 5.77 g/s 조건에서 시간에 따른 가열 도관 후단 온도, 관내 2상 유동 및 분사구 출구 근방 액주 거동을 나타낸다. A와 B에서는 관내 기액 계면이 비교적 안정적으로 유지되었으며, 분사구 출구에서도 액주의 형상과 연속성이 비교적 일정하게 나타났다. 반면 C, D, E, F 및 I에서는 온도 변동과 함께 기포 생성 및 계면 교란이 증가하였으며, 이에 대응하여 분사구별 액주 형상과 연속성도 불규칙하게 변화하였다. G와 H에서는 관내 계면 구조가 다시 안정되면서 출구 근방 액주 형상도 비교적 일정한 형태로 회복되었다. 이러한 분사구별 액주 형상 차이는 관내 2상 유동의 상분리와 이에 따른 분사기 내부 챔버의 순간적인 상분포 변화와 관련된 것으로 판단된다. 2상 유동 조건에서는 기포 생성과 기액 계면 변동으로 인해 챔버 내부에서 액상과 기상의 분포가 시간에 따라 달라질 수 있으며, 이로 인해 각 분사구 입구에 도달하는 액상 연료량과 국소 압력 조건이 달라질 수 있다. 그 결과 일부 분사구에서는 연속적인 액주가 유지되는 반면, 다른 분사구에서는 액주의 폭 증가, 끊김 또는 비대칭적인 형상이 나타난 것으로 해석된다. 이러한 결과는 5.77 g/s 조건에서 Fig. 6에 제시된 2상 유동 패턴의 시간적 변화와 분사구 출구 근방 액주 거동이 서로 연계되어 있음을 보여준다.

Fig. 9.

Temporal evolution of internal two-phase flow and injector-outlet liquid jets at 5.77 g/s.

Fig. 10은 질량유량 8.49 g/s 조건에서 관내 2상 유동과 분사구 출구 근방 액주 형상의 대표적인 대응 관계를 나타낸다. 관내 기액 계면이 비교적 안정적인 경우에는 분사구별 액주 형상도 일정하게 유지된 반면, 계면 교란과 기포 생성이 증가한 경우에는 출구 근방 액주 형상의 불규칙성이 증가하였다. 이는 Fig. 9의 5.77 g/s 조건에서 확인된 관내 2상 유동과 출구 액주 거동의 정성적 연계가 8.49 g/s 조건에서도 유사하게 나타남을 보여준다.

Fig. 10.

Internal two-phase flow and corresponding injector-outlet liquid jets at 8.49 g/s.

Fig. 11은 가열 도관 후단 온도가 600 K 이상에 도달하도록 운전한 조건에서 관찰된 침착물의 가시화 결과를 나타낸다. Fig. 11(a)에서는 도관 내벽을 따라 어두운 침착층이 관찰되었으며, Fig. 11(b)에서는 분사기 출구로 배출된 연료를 수집한 용기에서 유사한 침착물이 확인되었다. 이러한 결과는 가열 수준이 증가함에 따라 연료의 열적 노출이 커지고, 열적 분해와 연관된 침착물 형성 가능성이 증가할 수 있음을 보여준다. 다만 본 연구에서는 침착물의 화학적 조성 분석을 수행하지 않았으므로 이를 코킹 생성물로 단정하지 않고, 높은 가열 수준에서 형성된 침착물로 해석하였다. 이러한 침착물이 지속적으로 축적될 경우 유효 유로와 벽면 열전달 특성에 영향을 미칠 수 있으므로, 재생 냉각 운용 시 주요 고려 요소가 될 수 있다.

Fig. 11.

Deposits observed after heated kerosene flow: (a) internal deposit layer and (b) collected deposits.

4. 실험 결론

이때 분사기 출구에서도 액주의 형상과 연속성이 일정하게 유지되었다. 반면 상변화가 발생한 조건에서는 기포류, 플러그류, 슬러그류 및 환상류 등 다양한 기액 2상 유동 패턴이 관찰되었다. 특히 5.77 g/s 조건에서는 낮은 평균 유속으로 인해 가열 도관 내 체류시간과 열적 노출이 증가하여 다른 질량유량 조건보다 이른 시점과 상대적으로 낮은 후단 계측 온도에서 상변화가 나타났으며, 이에 따라 온도 상승의 제한과 큰 압력 변동이 동반되었다. 또한 관내 기액 계면이 비교적 안정적인 경우에는 분사구 출구의 액주 형상도 일정하게 유지된 반면, 기포 생성과 계면 교란이 증가한 경우에는 액주의 형상과 연속성이 불규칙하게 변화하였다. 이러한 경향은 5.77 g/s와 8.49 g/s 조건에서 공통적으로 관찰되어, 관내 2상 유동 구조의 시간적 변화와 분사기 출구 근방 액주 거동이 정성적으로 연계됨을 확인하였다. 연료의 부분 기화는 후속 미립화 및 기화 과정에 유리하게 작용할 가능성이 있으나, 과도한 상변화에 따른 관내 유동의 비정상성은 분사기 출구 거동과 연소기 내 연료 공급 안정성에 영향을 미칠 수 있다. 따라서 스크램제트 재생냉각 시스템에서는 연료의 가열 수준과 질량유량을 함께 고려하여 관내 상변화와 2상 유동 거동을 적절히 관리할 필요가 있다. 다만 본 연구는 비반응 조건에서 수행한 관내 유동 및 분사구 출구 근방 가시화 결과를 기반으로 하므로, 향후 실제 연소기 조건에서 가열 연료의 분무, 기화 및 연소 특성과의 연계성을 추가로 검증할 필요가 있다.