발간 현황

Fig. 1은 0.4 MW 급 분절형 아크 플라즈마 풍동 시스템과 공통설비를 보여주고 있다. 주요 구성은 분절형 아크히터 (segmented arc heater), MW 급 전원부 (DC power supply), 테스트 챔버(vacuum chamber), 가스 공급부(gas supply), 냉각수 공급부(cooling water Supply) 등으로 구성되어 있다. 테스트 챔버 내부에는 초음속 플라즈마 압축성 유동의 속도를 측정할 수 있는 쐐기탐침과, 열유속을 진단할 수 있는 열유속 탐침이 설치되어 있다. 그 외, 시편을 장착하고 제어할 수 있는 기판 조작부(substrate manipulator) 및 초음속 유동을 아음속 유동으로 전환하기 위한 디퓨저(diffuser)가 설치되어 있다. 디퓨저를 통해 압축된 플라즈마 유동은 열교환기(heat exchanger)에서 냉각된 후 진공 펌프 및 후처리 시설(NOx removal system)을 거쳐 배출된다.

Fig. 1 
Measured 0.4 MW class DC arc-heated plasma wind tunnel system.

아크가열 플라즈마 풍동은 플라즈마 아크히터를 이용하여, 공기를 수천-수 만도로 가열하여, 아크히터 출구에 연결된 수축-확장형 노즐을 통해 초음속으로 팽창 시키는 구조를 가지고 있다. 아크히터의 종류에 따라 다양한 온도 범위와 초음속의 결과를 얻을 수 있으며, 아크히터의 경우 MW 급 수준으로 출력을 보장하며 고출력 발진시 전극손상 등의 문제를 최소화 할 수 있다. 본 연구에 사용된 분절형 아크 플라즈마 발생기는 구조는 복잡하지만 넓은 출력 범위, 낮은 오염도, 균일한 유질, 높은 비엔탈피를 만들어 내기 때문에 고엔탈피 초음속 플라즈마 유동을 통한 내열재료의 상호작용 연구에 중요 역할을 하고 있다.

Fig. 2는 분절형 플라즈마 토치의 전기적 연결도를 보여주고 있다. 서로 마주보는 양극과 음극사이에 전기적으로 절연된 도넛 형태의 간극을 다수 삽입하여 양극과 음극의 간격을 유지하며, 전류를 제한하고 전압을 증가시켜 전극의 오염도를 최소화 하고 있다. Fig. 3은 DC형 이중전극 구조를 가진 분리형 아크가열 플라즈마 토치를 보여주고 있다. 음극쪽은 챔버와 접지로 연결되어 있으며 양극과 음극 사이는 방전의 불균형으로 인해 음극사이에 일정한 간격을 유지하고 있는 스페이서(spacer)가 위치하고 있다. 인젝터(injector)는 초기 플라즈마방전을 위해 양극(anode)에 수직으로 위치하고 있으며 이때 주입되는 Ar은 전체 공기의 5% 정도를 유지한다. 대부분의 공기 95%는 양극과 음극사이에 위치한 컨스트럭터 팩(constrictor)에 수직으로 공급된다. 해당 공기의 공급유량은 Table 2에 명시되어 있으며, 마하 2 속도에서의 파워에 따른 리엑터(reactor)와 토치의 압력을 보여주고 있다. 또한, 토치내의 음극에 위치한 스페이서 간극면으로 설정된 공기를 주입하고, 주입된 공기와 음극과 양극 사이에 발생한 아크의 접촉을 극대화시켜 일반적인 직류 토치로는 얻을 수 없는 초고엔탈피 플라즈마 열유동을 얻을 수 있도록 설계되어 있다. Fig. 4는 분절형 아크가열 플라즈마 풍동 장치에 사용된 노즐의 구조를 보여주고 있다. Table 3에서 같이 음극에 연결된 수냉식 노즐의 Throat을 거쳐 노즐 출구에서 마하 수 2 ~ 3의 성능을 얻을 수 있다. 마하 2의 초음속 유동을 유지하기 위해 Eq. 1을 이용하여 챔버의 압력을 조절하였다. 여기서 γ는 가스 비열비 이며 P/P₀는 챔버와 토치의 압력비를 나타내고 있다.

Fig. 2 
Layout of the electrical connection of electrodes.

Fig. 3 
Picture of torch system.

Fig. 4 
Layout of Mach 2 and Mach 3 Nozzle.

챔버의 압력과 토치의 압력비가 안정된 상태에서 마하 2의 초음속 유동이 형성되며 마하 수 2와 3의 노즐 출구의 지름은 각각 16 mm와 34 mm 이다. 본 연구에서는 주로 마하 수 2 의 노즐을 이용하였으며 플라즈마 빔의 지름은 고속카메라(photron’s fastcam SA2)를 이용하여 측정하였다. 이미지 COMS 센서의 해상도는 2048* 2048 픽셀(pixel)이며 최대 1080 fps를 촬영 할 수 있다. 빔의 측정은 노즐부로부터 85 mm 떨어진 지점에 눈금자를 설치한 후 플라즈마 방전 전후의 유동 이미지를 바탕으로 픽셀(pixel)당 거리를 실제 눈금자에 의해 교정 후 측정하였다. 계측된 빔의 지름은 17 mm로 열부하 시편의 지름은 16 mm 이내로 제작되어 시험하였다.

Fig. 5는 아크가열 플라즈마의 시간에 따른 전류 및 전압특성 을 보여주고 있다. 일반적으로 토치의 공기 플라즈마 방전을 쉽게 형성하기 위해서 소량의 Ar을 양극 부분에 주입하여 먼저 방전시킨다.

Fig. 5 
I-V plot of segmented arc heated plasma during the ignition process.

이렇게 만들어진 Ar 플라즈마는 토치내 전자와 이온을 만들어 내며 보다 쉽게 공기 플라즈마를 만들 수 있도록 도와준다. Ar 주입과 동시에 토치의 압력은 0.7 mbar의 압력을 유지하며 플라즈마 생성 후 대략 60초 동안 전원공급 장치로부터 각각의 쌍 전극에 70 A ~ 195 A의 전류를 서서히 증가시키게 된다. 형상된 초음속 플라즈마 유동은 사전 프로그램에 의해 챔버의 진공도를 조절하며 설정된 시간 동안 마하 2의 속도를 유지하게 된다. 시편 평가의 경우 종류와 형상에 따라 포화온도 도달시간이 다르지만 파워 0.4 MW, 15 g/s의 공기 질량유량 조건 아래 평균적으로 1 - 2분 내외에 시편의 표면온도는 포화온도에 도달하게 된다[8]. 또한, 플라즈마 발생 동안 방전 프로그램은 5분 이내로 열부하 평가를 마치게 된다. Fig. 6은 토치의 공급된 전기 에너지가 어느 정도의 플라즈마로 변환되었는지를 보여주고 있다.

Fig. 6 
Efficiency of 0.4 MW torch system with time.

P_app는 토치에 가해진 파워이며, P_loss는 토치부의 냉각수에 의해 손실된 파워이다. 토치에 공급되는 냉각수의 손실은 토치에 연결된 유량계와 입구와 출구에 연결된 온도계를 통해 플라즈마 방전 전후를 비교하여 평균 Heat balance를 계산하였다. 손실된 평균 파워는 대략 230 kW 정도이며, 415 kW 파워 조건에서 식 Eq. 2에 의해 45%의 토치 효율이 계산되었다. 토치의 효율과 함께 토치내의 엔탈피를 측정하기 위해 엔탈피 탐침을 사용하였다. 엔탈피 탐침은 Fig. 7과 같이 내경 7.8 mm, 외경 20.32 mm의 구조를 가지고 있다. 테스트 챔버내의 로봇암(arm)에 설치된 엔탈피 탐침은 내경을 통해서는 초고온 플라즈마 유동 중 발생된 플라즈마 기체를 수집하며 탐침내의 냉각수를 통해 온도상승의 변화를 측정하게 된다. 그리고 기체의 유입이 없는 상태(tera)에서의 정압과, 초음속 유동 내에서 (sampling) 동압을 측정한다. 초음속 유동 내에서 수집된 플라즈마 기체는 질량분석기로 수집되어 기체성분비를 분석할 수 있다. 비 엔탈피 측정을 위해 초음속 유동의 발생이 있을 경우(sample 모드)와 없을 경우(tera 모드)를 각각 나누어 냉각수의 온도 상승 및 플라즈마 기체를 수집하게 된다[9-12]. 탐침 입구에서의 플라즈마 엔탈피를 Eq. 3과 같이 표현 할 수 있다.

Fig. 7 
Schematic diagram of enthalpy probe.

m˙g과 m˙w는 플라즈마의 기체유량과 냉각수의 유량을 C_pw는 냉각수의 정압비열을 나타낸다. 이때 (△T_w)_sample 은 초음속 유동 내에서의 탐침내부의 냉각수 온도상승을 의미하며, (△T_w)_tera 는 기체의 유입이 없는 상에서의 냉각수 온도상승을 의미한다. 탐침입구와 출구에서의 플라즈마 엔탈피는 다시 아래의 Eq. 4로 표시할 수 있다.

여기서 H_out은 입구에서의 엔탈피 H_in에 비해 작기 때문에 무시한다. 측정된 값은 대략 0.2 MJ/kg 정도이다. H_in은 기체의 온도 T_g의 관계식 Eq. 5와 같이 표현할 수 있다.

C_pg는 플라즈마 기체의 정압비열이며 Tg는 탐침의 출구에서 측정된 기체의 절대온도이다. 기체의 온도는 엔탈피 탐침 내부의 동공을 통해 질량분석기로 흡입되며 흡입된 기체는 Air(95%)+Ar(5%) 혼합기체 비율로 플라즈마 기체의 질량유량을 측정하였다. 입구에서의 엔탈피 H_in가 결정되면 기체 열역학표를 이용하여 외사법을 통해 플라즈마 기체온도 Tg와 C_pg를 알 수 있다. Fig. 8은 공기질량 유량 15 g/s를 토치에 공급하여 415 kW 파워를 토치에 인가했을 때 노즐로 부터 85 mm 떨어진 지점에서 측정한 비 엔탈피를 보여주고 있다. 플라즈마에 의한 sample 모드와 플라즈마가 없는 tera 모드에 의한 냉각수의 온도상승은 각각 11.3 °C와 11.1 °C 이며, 안정된 상태에서 평균 비 엔탈피는 12.6 MJ/kg 정도로 측정되었다.

Fig. 8 
Enthalpy with time.

산화 저항성과 열기계적 성능을 평가하기 위해서는 다양한 삭마 조건을 만드는 것이 중요하다. 시편평가를 위한 열부하 조절 이외 시편의 노출시간, 표면온도, 표면침식율, 질량 감소율 또한 중요한 평가요소이다. 이를 위해 본 연구에서는 다양한 열유속 발생 조건에 대해 조사하였다. 열부하의 상대적인 최대치와 가장 낮은 열부하는 토치에 공급되는 입력파워와 공기유량을 변경하여 만들 수 있다. Fig. 9의 (a) - (c)는 시간에 따른 공급된 파워와 기체유량을 보여주고 있다. 공급되는 기체는 아르곤(Ar) 5%와 공기(Air) 95%로 41개의 세그먼트에 0.4 MW 파워 공급 시 총 761 lpm, 0.1 MW의 경우 총 190 lpm이 공급된다. (a)는 0.4 MW 파워 공급 시 공급되는 기체질량유량을 보여주고 있으며 토치 중앙의 팩을 통해 15 g/s의 공기가 주입된다. 가장 낮은 0.1 MW 급의 파워의 경우는 총 4 g/s의 공기가 공급 된다. 주입된 공기는 토치 내부의 디퓨져를 통해 세그먼트 내부로 유입되며 세그먼트 공동과 수직으로 회전을 하면서 전극의 음극방향으로 빠르게 빠져나간다. 5%의 Ar 기체는 양극 전극부분에 수평방향으로 연결된 기체 주입구를 통해 전체 유량 0.19 g/s의 비율로음극 부분으로 빠져나간다. 플라즈마 방전직전까지 안정된 기체를 공급을 위해 대략 30% - 50%의 기체가 세그먼트 내부에 일정하게 공급이 된다. 또한, 발생된 플라즈마의 열유속을 측정하기 위해 Fig. 10과 같이 Medtherm사의 가든게이지를 사용하여 열유속을 측정하였다. 중심의 콘스탄탄 호일과 구리로 구성된 원형 호일형태의 가든게이지는 미국국립표준기술연구소로부터 보정을 받았으며 최대 레벨은 8.05 mV에서 23 MW/m²까지 열유속을 측정 할 있다. 플라즈마의 열유속의 측정은 노즐로부터 85 mm 지점 에서 측정하였으며, 반응정도는 1 MW/m² 당 0.35 mV 정도로 본 연구에서는 노출시간을 3초로 유지하였다. Fig. 11은 각각의 토치 파워에서의 시간에 따른 열유속 측정 결과를 보여주고 있다. 0.4 MW 급 파워에서 열유속은 10 MW/m² 정도로 측정되었으며, 상대적으로 낮은 파워인 0.1 MW 급에서는 2 MW/m²의 열유속이 측정되었다. 0.4 MW 급 파워에서의 열부하 수준은 시편의 크기를 고려해 본다면 충분한 큰 수준으로 볼 수 있다. 현재 대부분의 시편 평가 시 플라즈마 노출 시간은 재료의 특성과 형상에 따라 다르지만 이미 언급한 2분 이내에 대부분의 특징적인 물리량을 얻을 수 있다[13]. 이러한 열부하의 선택적인 결정은 시편의 표면침식량 및 표면온도 등의 특성 평가시 반드시 고려되어야 하므로 낮은 2 MW/m²의 선택과 노출시간의 조절은 높은 열유속에서의 실험과 마찬가지로 중요한 조건으로 결정될 수 있다. 물론 열유속은 노즐로 부터 멀어지면 감소하는 경향을 가지고 있지만 특정한 위치에서의 다양한 열부하 조건은 중요한 플라즈마 풍동의 운전 조건이 될 수 있다.

Fig. 9 
Input power and mass flow rate with time.

Fig. 10 
Measurement of heat flux by Gardon gage.

Fig. 11 
Heat flux with time.