Nomenclature

PI : pressure inlet

PO : pressure outlet

m˙I : mass flow inlet

m˙O : mass flow outlet

AI : inlet area

AI-engine : engine inlet area

AO-engine: engine outlet area

Pengine : engine inlet total pressure

LTP : total pressure loss rate

1. 서 론

순항 유도탄의 비행 과정은 총 세 단계로 구분되며, 각 단계의 개요를 Fig. 1에 제시하였다. 유도탄은 발사 전에 예상 명중점과 발사 시점 등 교전 수행에 필요한 정보를 입력한 후 발사된다. 발사된 유도탄은 초기 유도 단계에서 비행 자세를 안정화하고 유도 제어를 개시한다. 또한 부스터는 엔진 점화를 위한 비행 속도에 도달한 후 분리되며, 이후 주 엔진이 점화된다. 두 번째 단계는 중기 유도 단계로, 유도탄이 순항 비행을 수행하는 구간이다. 이 단계는 전체 비행 구간의 대부분을 차지하며, 목표물 인근 지역까지 도달하는 것이 주요 임무이다. 또한 탐색기가 표적을 포착하기 이전까지는 유도조종장치와 항법장치를 이용하여 비행을 제어한다. 비행 중 항법 정보는 유도탄에 탑재된 항법 계기 또는 외부 플랫폼과의 데이터 링크를 통해 수집된다. 마지막 단계인 종말 유도 단계는 탐색기가 표적을 포착한 이후 타격 시점까지의 구간이다. 이 단계는 표적과의 교전이 발생하는 핵심 유도 단계로, 목표물에 최대한 근접하거나 직격을 달성하는 것을 목적으로 한다.

Fig. 1.

Typical mission of a cruise missile(Initial flight phase).

따라서 각 탑재 장비의 통신과 통제소와의 교신 등 복합적인 상황이 성공적으로 수행되어야 비행시험뿐만 아니라 실제 전장에서도 목표물을 정확히 타격할 수 있다[1]. 이에 따라 순항 유도탄 개발 과정에서는 비행 시험 이전에 지상종합시험이 필수적이다[2,3]. 지상종합시험은 유도탄을 지상종합시험대에 고정하고 실제 발사 절차를 거쳐 엔진 점화 후 비행시간 동안 임무 수행 여부를 평가하는 시험이다[2,3].

지상종합시험에는 엔진 점화를 위한 환경과 시설이 필요하다. 최근 우주 산업의 성장과 전투기/항공기 엔진 개발로 인해 많은 국가와 기업에서 관련 시설 연구 및 개발이 진행되고 있다. Lim 등[4]은 터보팬 엔진 시험실 내 엔진 실속 발생 원인을 규명하고 개선책을 제시하기 위해 1/40 스케일 모델을 활용한 연구를 수행하였다. Pirrello 등[5]은 미국 항공우주국(NASA)에서 수행하는 다양한 임무용 공기 흡입 엔진 시험 시설에 관한 자료를 제공하였다. Kim 등[6]은 15만 파운드급 항공기 엔진 지상 성능시험을 위한 시험실 설계 및 설비를 완성하였다. Lee 등[7]은 공기흡입식 추진기관의 성능 시험 영역을 극초음속/고고도 영역으로 확장하기 위해 스크램제트 엔진 시험설비의 설계 및 개발을 수행하였다. Kwon 등[8]은 팬 구동에 의한 시험실 내부 목표 유량 및 소음 저감을 평가하기 위해 전산해석을 수행하였다. Jung 등[9]은 해성I의 공기흡입식 엔진 성능 검증 및 구성을 위해 야외에서 지상시험평가를 수행하였다.

위 연구들은 주로 추력이 큰 엔진 또는 엔진 단독 시동을 위한 시설을 대상으로 수행되었다. 또한 기존 순항 유도탄 지상종합시험은 외부 시설과 거리가 있는 야외에서 수행되어 소음 및 공기 유량의 영향 없이 진행될 수 있었다. 본 연구에서는 외부 시설과 근접한 환경에서 수행하며, 엔진 시동 간 요구되는 공기 유량을 만족시키는 실내 지상종합시험장 설계 및 유동 해석을 수행하였다. 본 연구에서 제시한 실내 지상종합시험장 제원과 유동 해석 결과는 향후 다른 유도탄의 실내 지상종합시험장 설계 및 구축을 위한 참고 자료로 활용될 수 있다.

2. 본 론

2.1 해석 영역 설정

Fig. 2에 제시한 공실 공간을 기반으로, 각종 구조물과 부품을 제외한 순수 가용 공간(L[12.0 m] × W[5.0 m] × H[10.0 m])을 활용하여 실내 지상종합시험장을 구축하였다. 공실 뒤쪽 벽은 가벽이며, 가벽 뒤에는 Fig. 3에 제시한 바와 같이 좌우 각각 3.2 m 길이의 방폭벽이 설치되어 있다. 시험장 내부에서는 유도탄 엔진이 엔진 최대 회전수 PLA(Power Lever Angle) 10 V에 상응하는 질량 유량을 흡입하여, 엔진 점화에 문제가 없도록 유동 해석을 통하여 설계를 수행하였다. 기본 설계 형상은 흡음재 판넬로 구성된 시험실 상부에 흡기용 소음기를, 하부에는 배기용 소음기를 설치하는 구조로 설계되었다.

Fig. 2.

Available space for the test cell.

Fig. 3.

Outside of the available space.

2.2 지배방정식 및 수치해석 방법

본 연구에서는 실내 지상종합시험장 3차원 유동 해석을 위해 비압축성 및 정상상태 유동으로 가정하였으며, 유한체적법(Finite Volume Method, FVM)에 기반한 상용 해석 소프트웨어인 ANSYS Fluent를 사용하였다.

3차원 비압축성 Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS) 방정식을 적용하였으며, 식 (1)은 연속방정식, 식 (2)는 운동량방정식을 나타낸다[10].

여기서 𝜌는 유체의 밀도, ui와 uj는 각각 i 및 j 방향 속도, p는 정압, 𝜇는 점성계수, -ρui'uj'¯는 레이놀즈 응력 항을 의미한다.

난류 모델로는 수학적 통계역학에 기반한 RNG k-𝜀 모델을 사용하였다. 본 모델은 전단변형률을 고려한 항을 난류소산 방정식에 추가함으로써, 레이놀즈 수에 따른 유효점성계수를 이용하여 계산할 수 있다[11]. 따라서 급격히 변동하는 유동, 곡률 유동, 경계층 박리 등에서 보다 정확한 계산이 가능하다[11,12,13]. 식 (3)은 난류 운동에너지 방정식을 나타내며, 식 (4)와 (5)는 RNG 모델에서 k 및 𝜀에 대한 수송 방정식을 나타낸다[10].

여기서 E는 총 에너지(total energy), keff는 유효 열전도율(effective thermal conductivity), (τij)eff는 편향 응력 텐서(deviatoric stress tensor)를 나타내며, 식 (6), (7), (8)에서와 같이 정의된다[10].

또한 식 (4), (5)에서 k, 𝜀에 대한 수송 방정식의 αk=αε≈1.393(k와 𝜀에 대한 역 Prandtl 수)이며, Cε1, Cε2는 상수 값으로 각각 1.42, 1.68이다. μeff는 유효점성계수, μt는 와점성계수, Rε은 급격히 변형되는 유동 및 곡률 유동에서 정확성을 향상시키기 위해 𝜀 방정식에 추가되는 항이다[10]. 마지막으로 Sh, Sk, Sε은 각 방정식에서 소스 항을 의미한다.

수치해석 방법은 압력-속도에 Coupled 알고리즘을 적용하였으며, 압력, 모멘텀, 에너지, 난류 운동에너지 및 소산율 지배방정식에는 Second order upwind를 적용하였다[10].

2.3 경계조건 및 초기조건

흡기용 소음기, 배기용 소음기 및 소음 판넬로 구성된 시험부를 해석 영역으로 설정하고, 유동 해석을 수행하였다. 해석 영역의 주요 위치 명명법은 Fig. 4에 제시하였다. 경계조건은 Table 1에 제시한 데이터에 따라 설정하였으며, 흡기용 소음기로 유입되는 영역을 Inlet1으로 정의하고, Pressure inlet 조건을 적용하였다. 유도탄 엔진 흡입구 영역을 Outlet2로 정의하고, Mass flow outlet 조건을 부여하여 PLA=10 V에 상응하는 질량 유량을 적용하였다. 실제 지상종합시험에서는 PLA=5 V로 수행되지만, 운용 환경 마진을 고려하여 유동 해석 및 설계에서는 PLA=10 V를 적용하였다. 엔진 후류에서는 흡입된 공기와 연소된 연료가 혼합되어 배출되나, 연소된 연료의 질량 유량은 흡입 공기량에 비해 무시할 수 있으므로, 엔진 흡입구로 유입된 공기가 후류로 배출되는 양과 동일하다고 가정하여 Inlet2 영역에 Mass flow inlet 조건을 적용하였다. 또한 엔진 흡입구의 정확한 형상 및 성능을 모사하기 어려운 점을 고려하여, 엔진 흡입구는 Outlet, 엔진 끝단은 Inlet 조건으로 설정하여, 엔진에서 공기가 흡입되고 배기가스가 배출되는 현상을 모사하였다. 마지막으로, 엔진 후류가 배기용 소음기를 통해 배출되는 영역은 Outlet2로 설정하고, Pressure outlet 조건을 적용하였다. 초기조건은 내·외부 공기 및 벽면 온도를 288.15 K, 엔진 후류 배기가스 온도를 673.15 K로 설정하였다. 모든 유동 해석은 정상 상태 해석으로 수행하였다.

Fig. 4.

Positions of nomenclature.

3. 유동 해석 및 설계절차

3.1 실내 지상종합시험장 설계 고려사항

실내 지상종합시험장 설계 시 고려사항은 다음 네 가지로 구분되며, 본 연구에서는 이를 모두 반영하여 설계 및 유동 해석을 수행하였다.

(1) 엔진 최대 유량은 엔진 최대 회전수 PLA=10 V에 상응하는 질량 유량으로 설정하였으며, 엔진 흡입구와 후류에서 유입 및 배출되는 공기량은 동일하다고 가정하였다.

(2) 엔진 후류에서 발생하는 배기가스의 최대 온도는 약 673.15 K이다.

(3) 흡기용 소음기 외부 시작단 전압력 대비 엔진 흡입구 전압력 손실이 5% 이내로 확보되어야 한다.

(4) 시험 간 발생하는 엔진 배기가스가 배기용 소음기를 통해 재유입(역류)되지 않아야 한다.

3.2 실내 지상종합시험장 설계 (1) : 개구부 타공 크기 설계

실내 지상종합시험장 설계를 위한 초기 유동 해석은 내부 크기 L[12.0 m] × W[5.0 m] × H[10.0 m]인 공실을 대상으로 수행하였다. 초기 흡기용 및 배기용 소음기는 구체적인 모델이 존재하지 않아, 흡기용 소음기는 직사각형 형태로, 배기용 소음기는 지름 1 m 수준의 원형 덕트로 가정하여 유동 해석을 수행하였다. 또한, 엔진은 유사 규격의 모델을 참조하여 3차원 모델링을 진행하였다. 최종 시험장 구성 결과는 Fig. 5에 제시하였다.

Fig. 5.

Geometry and boundary conditions of flow field analysis for the design(1).

유동 해석은 총 세 가지 Case로 수행하였으며, Inlet 면적에 따라 Case를 Table 2에 제시한 바와 같이 구분하였다. 경계 조건 및 초기 조건은 2.3절과 Fig. 5에 제시된 바와 같이 적용하였다. Mesh grid는 Fig. 6에 제시한 바와 같이 구성하였으며, 총 Node 수는 약 26만 개이다.

Fig. 6.

Grid configuration of design(1).

유동 해석 결과로서 내부 유동장을 Figs. 7, 8, 9에 제시하였다. Inlet 타공 크기와 관계없이 엔진 시동 시 필요한 공기 유입량은 동일하게 나타났다. 이에 따라 Case 1에서는 1.429 m/s, Case 2에서는 2.541 m/s, Case 3에서는 5.723 m/s의 속도를 나타냈으며, 타공 크기가 작아질수록 Inlet 속도가 증가하였다. Case 1과 Case 2의 내부 유동장 대비 Case 3에서는 상대적으로 빠른 속도로 유입되는 유동이 벽에 충돌하며 분기되는 현상이 관찰되었다.

Fig. 7.

Flow analysis results of Case1 for design(1).

Fig. 8.

Flow analysis results of Case2 for design(1).

Fig. 9.

Flow analysis results of Case3 for design(1).

다음으로, 엔진 전방 0.5 m 이상의 영역에서 유동의 균일도와 흡입구 주변 유속 분포를 평가하였다. 엔진 흡입구 전방 0.5 m, 1.0 m, 1.5 m, 2.0 m 지점에서 각각 17개 지점의 해석 속도 값을 추출하고, 이를 기반으로 속도 프로파일을 작성하여 비교하였다. 유속 프로파일은 측면 속도(실선)와 평면 속도(점선)를 겹쳐 나타내었으며, 그 결과를 Figs. 7, 8, 9에 제시하였다. Case 1과 Case 2에서는 측면과 평면 속도 프로파일 간 차이가 크지 않았으나, Case 3에서는 엔진 전방 0.5 m 부근의 유속 분포에서 명확한 차이가 관찰되었다. 이는 Case 3에서 엔진 전방 0.5 m 부근 유동의 균일도가 상대적으로 낮음을 의미하며, 1.5 m × 1.5 m 이상의 Inlet 개구부 확보가 필요함을 확인하였다.

3.3 실내 지상종합시험장 설계 (2) : 최적 공간 및 유도탄 높이 설계

시험실 내부 구조물과 실제 지상종합시험에 사용되는 유도탄을 반영하여 3차원 모델링을 수행하였다. 초기 흡기용 소음기는 임의 설계에 따라 모델링하였으며, 배기용 소음기도 설계 완료 전 상태로 3.2절과 동일한 방식으로 적용하여 유동 해석을 수행하였다. 흡기용 소음기 높이는 외부 구조물에 의한 최대 높이 제한과 배기용 소음기 높이를 고려하여, 흡기용 소음기 윗면에서 바닥까지 5.2 m가 되도록 설치하였다. 유동 해석을 위한 3차원 모델링은 Fig. 10에 제시하였다. 경계 조건 및 초기 조건은 2.3절에 제시된 바와 같이 적용하였다. Mesh grid는 Fig. 11에 제시된 바와 같이 구성하였으며, 총 Node 수는 약 53만 개이다.

Fig. 10.

Geometry and boundary conditions of flow field analysis for the design(2).

Fig. 11.

Grid configuration of design(2).

유동 해석 결과로서 내부 유동장을 Fig. 12에 제시하였다. 해석 결과, 흡기용 소음기를 통해 유입된 유동이 중앙에서 상/하부로 분리되어 유입되는 현상을 확인할 수 있었다. 상부로 유입되는 공기는 엔진 흡입구로 직접 유입되지 않는 것으로 내부 유동장을 통해 판단되었으며, 이를 정량적으로 평가하기 위해 흡입 공기 속도 V1 대비 상부 공기 속도 V2 및 V3에서의 속도 감소를 확인하였다. 그 결과 V2는 V1 대비 약 74%, V3는 약 93% 감소하였으며, 상부로 유입된 공기는 Recirculation을 통해 대부분의 속도 운동량을 손실하는 것으로 판단된다. 따라서 흡기용 소음기 상부 공간은 엔진 흡입구로의 공기 유입에 큰 영향을 미치지 않으며, 상부 공간을 제거해도 무방한 것으로 판단된다.

Fig. 12.

Flow analysis results of design(2).

추가적으로, 실내 지상종합시험장 내부에 설치될 유도탄의 높이를 결정하였다. 시험실 모델링에서는 엔진 흡입구 공기 유입에 큰 영향을 미치지 않는 상부 부분과 불필요한 내부 구조물을 제거하였으며, 흡기용 및 배기용 소음기의 형태와 위치는 3.3절에서 제시한 조건과 동일하게 적용하였다. 유도탄의 높이는 작업자의 편의성과 지상종합시험대 치구를 고려하여 1,200 mm, 1,300 mm, 1,400 mm의 총 세 가지 경우에 대해 유동 해석을 수행하였다. 유동 해석 결과로서 내부 유동장의 Recirculation zone과 속도 벡터장을 Fig. 13에 제시하였다. 각 높이별 결과에서 색이 있는 영역은 내부 유동장의 Recirculation zone을 나타내며, 이를 하나의 그림으로 중첩하여 제시하였다. 분석 결과, 유도탄의 높이가 증가할수록 Recirculation zone이 전방으로 이동하고, 전방 영역이 점차 하부로 내려오는 경향을 보였다. 또한, 엔진 흡입구 하부 바닥에는 정체 영역이 존재하였으며, 1,400 mm에서는 그 크기가 현저히 증가함을 확인하였다. 따라서 유도탄의 설치 높이는 1,300 mm 이하로 설정하는 것이 바람직하다고 판단된다.

Fig. 13.

Comparison of recirculation zone by variation of cruise missile height.

3.4 실내 지상종합시험장 설계 (3) : 흡기용 소음기 최적 위치 설계

흡기용 소음기를 통해 유입되는 공기가 내부에서 최적의 유동 패턴을 형성하는지를 평가하기 위해 유동 해석을 수행하였다. 해석 모델은 Fig. 14에 제시하였으며, 3.3절에서 설계가 확정된 부분을 반영한 3차원 모델링이다. 경계 조건 및 초기 조건은 2.3절에 제시된 바와 같이 적용하였다. Mesh grid는 Fig. 15에 제시된 바와 같이 구성하였으며, 총 Node 수는 약 45만 개이다.

Fig. 14.

Geometry and boundary conditions of flow field analysis for the design(3).

Fig. 15.

Grid configuration of design(3).

초기 흡기용 소음기가 설치된 위치에서 수행한 유동 해석 결과를 Fig. 16에 제시하였다. 해석 결과, 외부 공기가 흡기용 소음기를 통해 유입되며 ‘C’자 형태의 유동 패턴을 형성하였고, 일부는 엔진 흡입구로 흡입되며, 일부는 배기용 소음기를 통해 배출되는 것으로 나타났다. 특히, 전방의 빨간 영역에서는 흡기용 소음기를 통해 유입된 공기가 전방 벽까지 도달하지 못하고 엔진 흡입구로 유입되는 패턴이 관찰되었다. 이로 인해 내부 유동 패턴이 전방 공간을 충분히 활용하는 ‘ㄷ’자 형태가 아닌 ‘C’자 형태로 형성되는 현상이 발생하였다. 이를 개선하기 위해 흡기용 소음기를 Fig. 17에 제시된 바와 같이 1.2 m 내부로 진입시켜 설치하였다. 여기서 1.2 m는 외부 흡기용 소음기 시작단이 Fig. 3에 나타난 외부 건물 표면과 동일 선상에 위치하도록 설정한 거리이다. 진입 거리가 1.2 m를 초과할 경우, 외부 건물 구조물로 인해 유입 공기 유동이 간섭을 받아 유동 특성이 저하될 수 있다. 유동 해석 결과로서 1.2 m 진입한 내부 유동장을 Fig. 17에 제시하였다. 분석 결과, 전방 공간을 충분히 활용하는 ‘ㄷ’자 형태가 형성되었으며, 기존 ‘C’자 형태와 비교할 때 유도탄 전방으로 유입되는 유선이 보다 수평적으로 유입되는 것을 확인할 수 있었다. 따라서 흡기용 소음기는 1.2 m 진입시키는 것이 바람직하다고 판단된다.

Fig. 16.

Flow analysis results of design(3)-1.

Fig. 17.

Flow analysis results of design(3)-2.

3.5 실내 지상종합시험장 설계 (4) : 흡기용/배기용 소음기 설계에 따른 내부유동 분석

흡기용 소음기는 3.2절에서 도출된 타공 크기와 3.4절에서 결정된 진입 위치를 기반으로 설계되었으며, 외부 공기 흡입을 방해하지 않도록 외부 시작단 위치를 고려하여 길이를 결정하였다. 배기용 소음기는 단위 길이당 소음 저감을 고려하여 약 7.8 m로 설계하였으며, 공간적 제약으로 인해 90° Elbow를 적용하였다. 최종적으로 흡기용 소음기의 크기는 L[4.0 m] × W[2.9 m] × H[2.0 m], 배기용 소음기의 크기는 L[7.8 m] × W[2.1 m] × H[1.8 m]로 설계되었다. 설계가 완료된 흡기용 및 배기용 소음기, 시험실 내부 구조물, 시험 장비 등을 반영하여 내부 유동장을 분석하였으며, 그 형상은 Fig. 18에 제시하였다. 배기용 소음기의 90° Elbow 구간은 고온의 엔진 후류 가스가 충분히 혼합되고 온도가 감소할 수 있도록 가이드 베인은 설치하지 않았다. 경계 조건 및 초기 조건은 2.3절에 제시된 바와 같이 적용하였다. Mesh grid는 Fig. 19에 제시된 바와 같이 구성하였으며, 총 Node 수는 약 80만 개이다.

Fig. 18.

Geometry and boundary conditions of flow field analysis for the design(4).

Fig. 19.

Grid configuration of design(4).

유동 해석 결과로서 최종 형상에 대한 내부 유동장을 Fig. 20에 제시하였다. 앞서 수행한 유동 해석과 유사하게, 흡기용 소음기를 통해 유입된 공기는 ‘ㄷ’자 형태의 내부 유동 패턴을 형성하였다. 그러나 배기가스와 흡기용 소음기를 통해 유입된 일부 공기가 배기용 소음기를 통해 외부로 배출되어야 하나, 일부 유동이 배기용 소음기를 통해 내부로 재유입되는 역류 현상이 관찰되었다. 이는 Fig. 20의 속도 벡터장을 통해 확인할 수 있다. 이러한 역류는 엔진 흡입구를 통해 다시 흡입될 가능성이 있으므로, 배기용 소음기 시작단의 수정이 필요함을 확인하였다.

Fig. 20.

Flow analysis results of design(4).

3.6 실내 지상종합시험장 설계 (5) : 배기용 소음기 역류 방지 설계

유도탄 엔진 끝단에서 배출되는 고온 후류 가스가 배기용 소음기를 통해 완전히 배출되지 않고 역류하는 문제를 개선하기 위해, 총 세 가지 Case에 대해 유동 해석을 수행하였다. 각 Case는 배기용 소음기 시작단의 형상에 따라 구분하였으며, Fig. 21에 제시하였다. Case 4는 3.5절에서 사용한 형상이며, Case 5는 가운데 흡음재 패널 3개를 뒤로 0.5 m 이동시키고, 양쪽 흡음재 패널을 각각 0.25 m 이동시킨 계단식 형태의 모델이다. Case 6은 Case 5와 동일하게 패널을 이동시키되, 양쪽 유동 채널을 벨 마우스 입구단의 형상을 착안하여 원활한 형태의 패널로 막은 모델이다. 경계 조건 및 초기 조건은 2.3절에 제시된 바와 같이 적용하였다. Mesh grid는 Fig. 22에 제시된 바와 같이 구성하였으며, 총 Node 수는 약 80만 개이다.

Fig. 21.

Geometry and boundary conditions of flow field analysis for the design(5).

Fig. 22.

Grid configuration of design(5).

유동 해석 결과로서 각 Case의 역류를 판단하기 위한 내부 유동장을 Fig. 23에 제시하였다. Case 4는 3.5절에서 사용한 모델과 동일하며, 빨간 화살표 방향으로 역류가 관찰되었다. Case 5는 계단식 형태로 보다 원활한 배출이 예상되었으나, 여전히 빨간 화살표 방향으로 유동의 역류가 확인되었다. 반면, Case 6에서는 역류가 발생하지 않았으며, 외부에서 유입되는 공기와 유도탄 엔진 끝단에서 배출되는 고온 후류 가스가 파란 화살표 방향으로 원활하게 배출되는 것을 확인하였다. 이는 흡기용 소음기 개구율 대비 배기용 소음기 개구율이 좁아지면서, 기존 모델보다 역류 없이 유동이 배출된 것으로 판단된다. 또한 외부 공기와 후류 가스가 배기용 소음기 시작단에서 효과적으로 혼합됨에 따라, 기존 모델보다 조기에 온도 하강 효과가 나타날 것으로 예상된다. 따라서 기존 모델인 Case 4에서 Case 6으로 배기용 소음기 시작단 형상을 변경하는 것이 바람직하다고 판단된다.

Fig. 23.

Flow analysis results of design(5).

3.7 최종 설계 결과에 대한 격자 민감도 검사

최종 설계 결과에 대한 격자 민감도 검사는 Coarse mesh부터 Fine mesh까지 총 세 단계로 수행하였으며, 이를 Table 3에 제시하였다. 각 단계의 격자는 비정렬 격자로 구성하였으며, Element size를 Coarse mesh부터 Fine mesh까지 25% 비율로 증가시켰다. 이에 대한 정량적 결과를 Table 4에 제시하였으며, 이를 기반으로 한 그래프는 Fig. 24와 Fig. 25에 도시하였다.

Fig. 24.

Comparison of total pressure according to mesh sensitivity test.

Fig. 25.

Comparison of total pressure loss rate according to mesh sensitivity test.

Table 4에 제시한 전압력 손실률은 흡기용 소음기로 유입되는 공기의 전압력 대비 엔진 흡입구로 흡입되는 공기의 전압력 손실률을 나타낸다. 본 논문에서는 전압력 손실률을 LTP라고 정의하였으며, 수식은 식 (9)와 같다. 여기서 PI(101,325 Pa)는 흡기용 소음기로 들어오는 전압력이고, Pengine은 엔진 흡입구 전압력을 의미한다.

전압력 손실률 기준으로 분석한 결과, Coarse mesh 대비 Medium mesh의 오차율은 약 16.6%이며, Medium mesh 대비 Fine mesh의 오차율은 약 3.4%로 나타났다. 격자수가 증가할수록 오차율이 점진적으로 감소하고, Fig. 25에 제시한 바와 같이 수렴함을 확인하였다. 따라서 본 연구에서는 계산 효율을 고려할 때 Medium mesh로 유동해석을 수행해도 무방한 것으로 판단된다.

3.8 실내 지상종합시험장 최종 설계 결과

지금까지 실내 유도탄 지상종합시험을 위한 시험실 설계 및 유동 해석을 수행하였으며, 최종 3차원 형상은 Fig. 26, 전방 단면 형태는 Fig. 27에 제시하였다. 형상 설계와 함께 시험실 내부의 추가 구조물 및 장비 배치도 반영하였다. 시험실에는 작업자와 유도탄이 출입할 수 있는 슬라이딩 도어를 설치하였으며, 비상 상황 시 즉시 외부로 탈출할 수 있는 Push-bar 방식의 비상문을 배치하였다. 또한 유도탄 실내 지상종합시험 수행 중 화재 발생에 대비하여, 내부에는 고체 소화기 12조를 설치하였다. 추가로 흡기용 및 배기용 소음기 외에 추가 공기 흡입과 엔진 배기가스 배출을 위한 보조 흡기구 2개를 설치하였고, 접근 편의를 위해 출입문 옆에 사다리를 배치하였다. 마지막으로 외부와 맞닿은 흡기용 및 배기용 소음기에는 전자식 및 수동식 댐퍼를 적용하여, 지상종합시험 시에는 개방하고, 그 외에는 폐쇄하여 이물질 및 야생 동물의 출입을 방지하도록 설계하였다.

Fig. 26.

Final design 3-dimension modelling-1.

Fig. 27.

Final design 3-dimension modelling-2.

유동 해석 결과로서 최종 형상에 대한 내부 유동장을 Fig. 28에 제시하였다. 흡기용 소음기를 통해 외부 공기가 유입되어 ‘ㄷ’자 형태의 내부 유동 패턴을 형성하였으며, 엔진 후류 배기가스와 함께 배기용 소음기를 통해 외부로 배출되는 것을 확인하였다. 또한 배기용 소음기 시작단 양측에 벨 마우스 형태의 판막 패널을 설치하여 유동의 역류를 방지하였다.

Fig. 28.

Flow analysis results of final configuration.

추가적으로, 흡기용 소음기로 유입되는 공기의 전압력 대비 엔진 흡입구로 흡입되는 공기의 전압력 손실이 5% 이내인지 확인하기 위해, 해석 결과를 기반으로 값을 추출하였으며, 그 결과를 Table 5에 제시하였다.

식 (9)에 따라 도출된 최종 실내 지상종합시험장 전압력 손실률은 3.21%로 나타났다. 이는 3.1절 (3)항에서 제시한 5% 이내 기준을 만족하는 것으로 판단된다.

시험실 최종 형상 설계 확정을 위해서는 실제 유도탄을 이용한 지상종합시험을 수행하고, 다양한 물리량을 계측하여 세부적인 수정 및 보완을 진행해야한다. 또한 본 연구 결과는 향후 다양한 유도탄 실내 지상종합시험장 설계에 활용할 수 있는 데이터베이스 구축에도 기여할 것으로 기대된다.

4. 결 론

순항 유도탄의 실내 지상종합시험을 위해 시험실 설계 및 유동 해석을 수행한 결과, 다음과 같은 결론을 도출할 수 있다.

(1) 면적 조건에 따라 세 가지 형상의 직사각형 개구부를 구성하여 유동 해석을 수행하였다. 해석 결과, Case 3에서는 Case 1과 Case 2에 비해 상대적으로 높은 유속이 벽면에 충돌하며 분리되는 현상이 관찰되었다. 또한 엔진 흡입구 주변의 유동 균일도 분석 결과, Case 3의 엔진 전방 0.5 m 위치에서 유동의 균일도가 Case 1과 Case 2에 비해 낮게 나타났다. 따라서 순항 유도탄 전방부의 유동 균일도를 확보하기 위해서는 최소 1.5 m × 1.5 m 이상의 흡입구 개구부 확보가 필요하다.

(2) 흡기용 소음기로 유입된 공기는 상부와 하부로 분리되어 유입되는 것으로 확인되었다. 상부로 유입된 공기는 엔진 흡입구로 직접 유입되지 않으며, 내부 유동장과 흡입 공기 속도 V1 대비 상부 공기 속도 V2(약 74%) 및 V3(약 93%)의 감소를 통해 확인하였다. 이는 상부로 유입된 공기가 Recirculation을 통해 대부분의 속도 운동량을 손실한 것으로 판단된다. 따라서 흡기용 소음기 상부 공간은 엔진 흡입구로의 공기 유입에 큰 영향을 미치지 않으며, 해당 공간을 제거하더라도 시스템 성능에 큰 영향을 주지 않을 것으로 판단된다.

(3) 유도탄의 높이가 증가함에 따라 Recirculation zone이 전방으로 이동하고, 전방부 영역이 점차 하강하는 경향이 확인되었다. 또한 엔진 흡입구 하부 바닥에 정체 영역이 존재하였으며, 1,400 mm에서 그 크기가 현저히 증가하는 것으로 나타났다. 따라서 시험 유도탄의 설치 높이는 1,300 mm 이하로 설정하는 것이 바람직하다고 판단된다.

(4) 흡기용 소음기를 시험실 내부로 1.2 m 진입시켜 수행한 유동 해석 결과, 내부 유동 패턴은 기존 ‘C’자 형태에서 ‘ㄷ’자 형태로 변화함을 확인하였다. 이러한 변화는 전방 공간을 활용함으로써 ‘C’자 형태 대비 ‘ㄷ’자 형태에서 유도탄 전방으로 유입되는 유선이 보다 수평적으로 형성됨을 보여준다. 따라서 흡기용 소음기는 1.2 m 진입시키는 것이 바람직하다고 판단된다.

(5) 배기용 소음기 시작단의 양쪽 채널을 벨 마우스 형태의 패널로 차단하였으며, 이 과정에서 유동 역류 없이 배기가스가 원활하게 배출되는 것으로 나타났다. 또한 외부 공기와 고온의 배기가스가 배기용 소음기 시작단에서부터 혼합되어, 기존 모델 대비 온도 저하가 보다 빠르게 이루어질 것으로 예상된다.

(6) 흡기용 소음기 전압력 대비 엔진 흡입구 전압력 손실률은 3.21%로 나타났으며, 이는 시험 유도탄의 기능적 검증을 위한 지상종합시험 수행에 문제가 없을 것으로 판단된다.

(7) 본 연구에서 제시한 설계 결론은 향후 유사 규모의 순항 유도탄 실내 지상종합시험장 구축에 활용될 수 있을 것으로 판단된다.