Aft-deck 형상에 의한 노즐 성능 영향성 연구

2.1 2D 축소 노즐 설계

노즐 출구 형상은 IR 신호 크기와 추력에 영향을 주는 중요한 설계 인자이다. 노즐의 형상은 비대칭 형상이 IR 감소에 효과적이라고 알려졌으며, 원형 입구에서 타원형이나 사각형 형상으로 변화하는 형상은 외부 공기와 닿는 면적이 넓어져 외부 공기와 혼합율을 높여 IR 신호 감소에 매우 효과적이다[11,12].

본 연구에서 사용한 2D 노즐은 원형 입구에서 타원형 출구로 변화하는 형상을 사용하였으며, 가로세로비는 기존 발표된 연구를 참조하여 5로 선정하였다[13]. Fig. 1은 설계된 노즐과 Aft-deck을 적용한 노즐의 Iso-view와 ZX 평면도를 보여주고 있다. Fig. 2는 노즐 축 방향 길이에 따른 내부 면적과 가로세로비 변화를 나타내었다. 압력에 의한 노즐 성능손실을 최소화하기 위하여, 면적 감소율과 가로세로비를 노즐 길이를 구간별로 선형적인 변화율을 갖도록 설계하였다.

Fig. 1

Schematic of 2D Nozzle with Aft-deck.

Fig. 2

2D nozzle design parameter (a) Area ratio (b) Aspect ratio.

2.2 Aft-deck 설계 변수 선정

Table 1은 길이, 확산각도, 상부 덱에 대한 형상 변수를 반영하여 설계한 Aft-deck 모델의 형상을 나타내고 있으며 형상 변수를 기준으로 표를 분류하였다. Aft-deck의 길이는 0.5D, 1.0D, 1.5D로 서로 다른 길이의 Aft-deck을 설계하여 길이에 대한 효과를 확인하고자 하였다. Aft-deck 길이 변수 범위에 대한 선정 기준은 노즐 직경 길이의 0.5배씩 증가하였다. 길이가 길어짐에 따라 노즐 하부에서 바라보는 고온 플룸 차폐영역이 증가하게 된다. 그리고 각도에 대한 변수는 Aft-deck에 확산하는 각도를 반영하여 노즐 출구보다 넓은 가로세로비를 갖는 Aft-deck을 설계함으로써 외부 공기와 혼합 성능에 대한 향상 효과를 확인해보고자 한다. 확산 각도는 0°, 30°, 60°에 형상에 대해 내부유동과 외부유동에 대해서 노즐 성능을 비교하였다. 각도 범위에 대한 선정 기준은 제작 가능한 최대 각도 범위 60°와 중간 각도인 30°로 선정하였다. Aft-deck의 상부 덱에 대한 영향성을 확인을 위해서 상부 덱이 존재하는 upper deck 형상과 상부 덱을 제거한 no upper deck 형상에 대한 성능을 비교하였다.

Table 1.

Aft-deck geometry.

3.1 전산모델

노즐과 Aft-deck을 포함한 전산 모델을 Fig. 3 (a)에 나타내었다. 배기가스가 분사되는 코어 영역과 압축 공기가 분사되는 바이패스 영역이 있다. 그리고 배기가스와 압축 공기를 혼합하는 Lobed mixer가 있고, 배기가스가 안정적으로 흐를 수 있도록 도와주는 테일 콘으로 구성되어있다. 해석 소프트웨어는 STAR CCM+를 이용하였으며 수치기법으로는 밀도기반, 셀 기반 유한 체적법, 내재 시간 전진법을 사용하였고 격자 경계면에서의 유속은 전 속도 영역에서 수렴성과 강건성을 가지는 AUSM+(Advection Upstream Splitting Method) FVS 기법을 사용하였다[14]. 전산해석을 위해서 직육면체 형상의 유동장을 사용하였으며 크기는 2 m × 10 m × 3 m 이다.

Fig. 3

Computational grid system.

기본 격자 크기는 100 mm 이며, 노즐 내부와 플룸 영역은 격자를 10 mm 로 하였다. 노즐 내부 prism layer의 전체 두께는 벽면 유동 속도 변화를 고려하고 코어 격자 크기와 유사한 크기로 생성하기 위하여 3 mm로 하였다. 또한 Re 수는 5,332,086인 유동 환경에서 y+ 값을 1 이하로 하기 위하여, 노즐 벽면에서 첫 번째 격자의 높이는 0.003 mm로 격자를 생성하였다.

3.2 경계조건

노즐의 입구조건은 정체압력 입구조건이며, 대기 조건은 압력출구조건으로 하였다. 해석에 사용한 노즐 입구의 온도와 압력조건은 바이패스비 2.9, 추력 6500N를 가지는 PW615F 터보팬 엔진 사이클 해석결과이며, Table 2에 상세히 제시하였다. 바이패스 공기와 코어 배기 가스는 이상 기체로 가정하였으며 물성은 공기로 가정하였다. 노즐 벽면, 테일 콘은 no-slip 조건을 사용하였다. Lobed mixer는 복잡한 형상으로 인한 해석의 안정성을 위해 slip 조건으로 가정하였다. 또한 Lobed mixer는 모든 Aft-deck 노즐 형상에 대한 공통 형상이므로 Aft-deck에 의한 노즐 성능에 영향성을 주지 않으며, slip 조건을 사용에 따른 엔진 사이클 해석결과와 차이가 없었다. Xiao-lin Sun은 노즐 해석 시 난류모델에 대한 실험결과와 비교를 수행하였다. 비교수행결과 SST k-ω 난류모델이 실험결과와 가장 유사한 경향성을 보였다[15]. 본 연구에서 수행되는 전산모델은 노즐 내부유동과 외부유동을 동시에 수행하기 때문에 노즐 벽면에서 인접 지역에서는 k-ω 모델로 전환되고 노즐 벽에서부터 먼 난류 지역에서는 표준 k-ε 모델이 되는 k-ω SST 난류모델을 채택하였다.

Table 2.

Boundary condition.

3.3 해석모델 검증

격자 검증에 활용된 축소형 원형 노즐의 형상은 엔진사에서 제공한 정보를 이용하여 3차원 모델링으로 구현하였으며, 축소형 원형 노즐의 형상은 Fig. 4에 나타내었다. 노즐 전체 길이는 0.669D이며, 노즐 입출구의 면적축소비는 0.8배이다. Fig. 5는 축소형 노즐 전산모델의 격자 의존성 테스트를 위해 서로 다른 격자를 갖는 Grid1(850,000), Grid 2(2,500,000), Grid 3(5,120,000)에 대해 압력비와 온도 값을 비교하였다. 약 250만 개의 격자를 사용한 Grid 2는 500만 개 격자를 사용한 Grid 3과 압력비와 온도에서 근사한 값을 얻었다. 250만 개 이상의 격자를 사용할 경우 근사한 해석결과를 얻을 수 있는 것으로 확인되었다. Fig. 6은 압축기 회전수에 따른 노즐 출구에서 측정한 온도 평균값과 해석에서 얻은 엔진 데이터 참고 값을 비교하였다. 각 조건의 회전수는 N1(21,403 rpm), N2(41,758 rpm), N3(41,839 rpm)이다. N1 엔진 운영 조건에서는 측정된 값과 CFD 결과는 10 % 오차가 발생하였다. 그러나 본 연구에서 사용한 노즐 설계점인 N3 운용 조건에서는 측정값과 CFD 결과를 비교한 결과 500만 개 이상의 격자를 사용한 Grid 3에서 1 %미만의 오차를 보여 전산해석기법이 타당함을 확인하였다. 따라서 본 연구의 정확성을 위해 Grid 3 격자생성방법이 적합하다고 판단하였다.

Fig. 4

Convergent nozzle geometry.

Fig. 5

Grid independence validation of convergent nozzle (a) Static pressure ratio (b) Static temperature.

Fig. 6

The mean temperature with compressor speed at nozzle exit plane.

4.1 Aft-deck 적용 효과

Aft-deck의 적용으로 인한 노즐의 성능 변화를 확인하기 위하여 Aft-deck이 적용된 노즐과 Aft-deck이 비적용 된 노즐에 대한 내부 유동을 비교하였다. Aft-deck의 길이는 1.0D이며 확산 각도는 0°이다. Aft-deck이 적용된 노즐에 대한 내부 유동에 대한 변화를 확인하기 위해, 노즐 축 방향에 따라 변화하는 압력과 온도를 확인하기 위해 Fig. 7에 나타내었다. Aft-deck 적용된 노즐과 비 적용된 노즐 모두 출구 방향으로 향할수록 유동이 팽창하였으며 Aft-deck의 적용으로 인하여 압력과 온도에 영향을 주는 것을 확인하였다. 그리고 노즐 출구 위치(X/L=1.0)에서 온도가 상승하는 현상은 Aft-deck 적용으로 인하여 외부공기와 혼합과 접촉이 이루어지지 않았기 때문에 상승되는 것으로 판단된다. Table 3은 Aft-deck이 적용된 노즐과 적용되지 않은 노즐의 X/L=1.0 위치에서 속도, 추력, 온도, 압력 비에 대해 나타내었다. X/L=1.0 위치에서 사용된 추력 식은 아래와 같다.

Fig. 7

Static Pressure and Static temperature distribution of 2D nozze and 2d nozzle with aft deck (a) Pressure ratio (b) Temperature.

Table 3.

Nozzle performance at nozzle exit plane.

노즐 성능과 관련된 추력, 온도, 마하수, 압력비등에서 큰 차이가 발생하지 않았으며, Aft-deck의 적용은 노즐 내부유동에는 온도 상승과 압력 감소 영향이 있었다.

4.2 길이 영향성

Aft-deck 길이의 증감에 따른 노즐 성능 영향성을 확인하기 위해 길이 변수는 0.5D, 1.0D, 1.5D로 하였으며, 형상은 Table 1에 나타내었다. 길이 증가에 의한 노즐의 내부 유동에 변화를 확인하기 위하여 노즐 길이 비에 따른 온도와 압력에 대하여 Fig. 8에 나타내었다. Aft-deck 길이 변수에 의한 노즐 내부 압력과 온도는 0.5D 형상에서 노즐의 압력비와 온도가 증가하는 것을 확인할 수 있다. 0.5D 형상은 노즐의 하부 덱의 길이와 상부 덱의 길이가 유사한 형상이며 내부 유동 팽창현상에 부정적인 영향을 초래하는 것을 확인할 수 있다. Table 4는 X/L=1.0 위치에서 마하수, 추력, 온도, 압력 비에 대한 면 평균값을 나타내었다. Aft-deck의 길이가 길어에 따라 노즐 추력은 소폭 증가하였으며, 노즐 출구에서 온도는 유사하였다. 노즐의 외부유동에 대한 영향성을 확인하기 위하여 Fig. 9에 온도 분포도로 나타내었다. 노즐 중심 방향에서 고온 제트가 형성되는 것을 확인할 수 있다. 본 연구에서 플룸 온도에 대한 정의는 엔진 사이클 해석 결과로부터 얻은 노즐 출구 면에서의 코어 가스와 바이패스 공기의 혼합 온도로 선정하였다. 따라서 플룸에 대한 정의는 노즐 출구 위치에서부터 500 K 온도의 제트가 형성되는 기준으로 하였다. Aft-deck 0.5D 형상의 플룸 길이는 1.72D이고, Aft-deck 1.0D 형상의 플룸 길이는 1.79D이다. 그리고 Aft-deck 1.5D 형상의 플룸 길이는 1.87D로 Aft-deck의 길이가 증가함에 따라 플룸 길이도 증가하였다. 하지만 Aft-deck의 길이가 증가하면 Aft-deck의 차폐효과로 외부로 노출되는 플룸이 감소하게 된다. 플룸에 대한 Aft-deck 차폐성능을 다음과 같이 정의 하였다.

Fig. 8

Static pressure and static temperature distribution of 2D nozze and 2d nozzle with aft deck (a) pressure ratio (b) temperature.

Table 4.

Nozzle performance at nozzle exit plane.

Fig. 9

Temperature distributions on XY plane.

길이에 따른 추력과 PSR을 관계를 보여주고 있다. Aft-deck 길이가 0.5D 길어짐에 따라 출구에서 추력 성능은 대략 1 % 정도 향상하게 되고, 차폐 성능은 대략 6 % 정도 향상하게 된다.

Fig. 10

Correlation between the thrust and plume shield ratio according to length.

4.3 확산 각도 영향성

확산 형상이 적용된 Aft-deck은 플룸을 확산하는 효과가 있다. 확산 각도의 크기에 따라서 변화하는 노즐 성능과 플룸 확산 범위를 확인하기 위하여 Table 1과 같이 Aft-deck의 확산 각도를 선정하였다. 확산 각도는 0°, 30°, 60° 로 선정하였으며, Fig. 11은 확산 각도에 의한 노즐에 대한 내부 유동 특성 변화를 확인하기 위해 노즐 축 방향에 따라 변화하는 압력비와 온도를 확인하였다. 확산 각도가 적용된 Aft-deck 형상은 내부 노즐 유동특성이 변화되어 0° 형상보다 출구면적이 증가한 효과로 압력비와 온도 값이 작아졌다. Table 5는 노즐 출구에서 평면 평균을 이용하여 노즐 성능을 나타내었다. 노즐의 성능은 확산 각도가 반영된 30°와 60° 형상에서 출구 마하수의 값이 증가하였으며, 30° 형상에서 최대추력이 발생하였다. 그리고 0°와 60° 형상에서 추력과 온도 값은 유사한 결과를 얻었다. 위 결과를 통해 확산 각도 변수 영향성은 확산 각도가 반영됨에 따라 추력성능이 향상되지만 특정각도보다 커지게 되면 추력 향상 효과는 감소하는 것으로 판단된다. Fig. 12는 XY 평면에서 바라보는 0°, 30°, 60° 형상에 대한 온도 분포도이다. 확산 각도가 반영된 30° 형상은 Y축 방향으로 플룸이 널리 확산하여 외부 공기와 접촉 면적이 넓어지는 것을 확인할 수 있다. 외부 공기와 플룸의 접촉 면적이 넓어질수록 혼합율이 높아져 플룸의 길이가 짧아진다[4,5]. 확산 각에 의한 플룸 확산 범위를 확인하기 위해서 Fig. 13과 같이 선분 Y/D를 생성하여 X축에 대한 속도를 구하였다. 이때 기호 D는 노즐 입구의 직경을 의미한다. Y축 방향에 따라 변화하는 속도 분포를 통해서 확산 각도에 따른 제트 특성을 분석할 수 있다. 확산 각도에 따라 생성되는 중심 제트 폭을 Fig. 14에 나타내었고, 확산 각도에 의해 제트 폭이 변화되는 것을 확인할 수 있다. 확산 각도 0°에서는 제트의 폭은 Y/D=1.0 이고 확산 각도 30°에서 Y/D=1.3으로 제트 폭이 널리 분포되는 것을 확인할 수 있다. 확산 각도 60°에서는 제트 폭이 감소하여 0° 형상과 같은 Y/D=1.0이다. 노즐 출구 면에서 얻은 추력 값과 제트 폭을 활용하여 확산 각도 형상에 의한 노즐 성능을 Fig. 15에 나타내었다. 확산 각도 변수는 30°에서 추력과 제트의 폭이 최대로 증가한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 11

Static pressure and static temperature distribution with Aft-deck expansion angle 0°, 30°, 60° (a) Pressure ratio (b) Temperature.

Table 5.

Nozzle performance at nozzle exit plane.

Fig. 12

Temperature distributions on XY plane.

Fig. 13

Velocity measurement method.

Fig. 14

Velocity distribution at Y/D line for different expansion angle.

Fig. 15

Correlation between the thrust and jet width according to expansion angle.

4.4 상부 덱 영향성

Aft-deck의 상부 덱에 대한 효과를 확인하기 위하여 상부 덱을 반영한 형상과 상부 덱을 제거한 형상을 Table 1과 같이 Aft-deck을 설계하였다. Fig. 16은 노즐의 내부 유동에 대한 변화를 확인하기 위하여 대한 노즐 축 방향에 따른 내부 압력과 온도 값을 나타내었다. 노즐 내부 유동은 압력과 온도에서 변화가 없는 것으로 확인할 수 있으며, 상부 덱은 내부유동에 영향을 주지 않는 것으로 확인되었다. Table 6은 노즐 출구에서 평면 평균을 이용하여 노즐 성능을 나타내었다. upper deck 모델과 no upper deck 모델을 비교한 결과 노즐 출구에서 속도, 압력과 온도는 변화가 없었다. 그러나 no upper deck 모델에서 추력향상 효과가 있었다.

Fig. 16

Static pressure and static temperature distribution with Aft-deck expansion angle 0°, 30°, 60° (a) Pressure ratio (b) Temperature.

Table 6.

Nozzle performance at nozzle exit plane.

4.5 형상에 의한 외부 공기 혼합 특성 분석

Aft-deck은 플룸과 엔진을 차폐하는 역할뿐만 아니라 외부 유동의 제트 특성을 변화하여 외부 공기와의 혼합성능에 영향을 준다. 배기가스와 외부 공기의 혼합 성능을 확인하고 혼합 특성에 대해서 분석하기 위하여, 본 절에서는 Aft-deck의 길이는 같은 1.0D로 설정하였다. Aft-deck 형상은 0°, 30°, no upper deck 모델의 외부 공기와의 혼합특성을 비교하였다. Fig. 17은 X/L=1.6 위치에서 횡 방향 유동 속도벡터 u_n으로 나타낸 온도 분포도를 나타내었다. u_n은 다음과 같이 정의하였다.

Fig. 17

Distribution of velocity vector for Aft-deck at X/L=1.6.

v와 w에 속도는 각각 y와 z 방향에 해당하는 속도벡터이다. 대기 속도는 0 m/s로 외부에 의한 공기의 강제 흐름이 없는 상태이다. 대기 중에 공기는 제트 플룸에 의해 노즐 안쪽으로 유입(Entrainment)현상이 발생하고, 배기가스는 노즐 중심 바깥쪽으로 흐르게 되어 배기가스와 공기의 혼합 현상이 발생하게 된다. 각 모델에 대한 속도벡터를 비교하면 횡 방향 유동(transverse flow)에 대한 유동 방향은 Aft-deck의 형상으로 결정되는 것을 확인할 수 있다. 형성되는 제트 특징을 확인하였으나, Aft-deck의 형상에 따른 제트의 혼합 성능을 평가하기 위해서는 혼합 성능에 대한 정의가 필요하다. Ho와 Gutmark는 분사되는 제트 가스의 혼합 성능을 정의하기 위해 Entrainment ratio(C_e)를 정의하였다[16]. Q는 임의 위치에서의 체적유량을 의미하며, Q₀는 노즐 출구에서의 체적유량을 뜻한다.

Fig. 18은 유동방향을 따라서 변화하는 계수 C_e를 나타내었다. 모든 타입의 Aft-deck은 유동 방향으로 진행될수록 C_e는 선형적으로 증가하였다.

Fig. 18

Variation of Ce with X/L for various Aft-deck type.

C_e의 상승은 대기 공기 양이 증가하고 플룸이 공기와 혼합되어 온도 감소에 의해 C_e 값이 상승하게 된다. 30° 형상은 외부 공기가 노즐 방향으로 유입되는 혼합 성능에 있어 우수한 특성을 보이고 있으며, Fig. 17에서 나타난 바와 같이 횡 방향 유동이 노즐 좌우 측면 방향으로 향하면서 혼합면적과 공기 유입량이 더욱 증가한 것으로 보인다. 그리고 0°와 60° 형상은 Fig. 17에서 횡 방향 유동은 상향하고 있다. 0° 형상의 횡 방향 유동이 수직 방향으로 상향하고, 60° 횡 방향 유동이 노즐 좌우 측면 방향으로 기울어진 상태로 상향하고 있다. 좌우 측면 방향으로 향하는 횡 방향 유동이 많을수록 혼합 면적이 넓어져 C_e 계수 값이 커지는 것을 알 수 있다. C_e 계수 값 증가는 외부 공기 유입량의 증가를 의미하며, 외부공기와 제트가스 혼합 성능의 증가는 제트 가스의 온도를 떨어뜨리게 되어 플룸의 길이를 줄이는데 효과가 있을 것으로 판단된다.