발간 현황

연소과정에서 재료에 야기되는 현상은 삭마가 발생하는 경우와 삭마가 발생하지 않는 경우로 나눠진다. 재료의 열반응을 비교하기 위해 재료 내부에 온도센서를 삽입하여 측정한 결과를 이용한 방법이 주로 사용되고 있다. 열파괴상수는 노출 시간과 열파괴두께(TDD, Thermal Destruction Depth)의 함수로 표현된다. 열파괴두께는 재료 표면에 발생하는 삭마와 내부 열반응에 의해 발생되는 숯 두께를 모두 합한 값으로 정의된다. 노출시간(τ_exp)이 임계속도에 도달하는 시간(τ₀)보다 작은 경우 삭마가 발생하지 않고, τ_exp가 τ₀보다 큰 경우 삭마가 발생하여 표면 삭마가 일어나는 삭마 두께와 숯 깊이가 같아지게 된다. 이를 준평형(Quasi-Stationary) 상태라 한다.

삭마가 발생하지 않는 경우와 삭마가 발생하는 경우에 따른 열파괴상수 산출식은 각각 Eq. 1 및 2와 같다[6].

where, δ_TD : Thermal destruction depth
ξ, η : Coefficients of thermal destruction
τ_exp : Exposure time of materials
τ₀ : initiation time for ablation
V_ω : Ablation velocity in quasi-stationary state

위 식으로부터 삭마가 발생하지 않는 경우 열파괴두께는 노출 시간의 0.5승에 비례하며, 삭마가 발생하는 경우 열파괴두께는 노출 시간에 비례한다. 준평형 상태의 삭마 속도 및 열파괴속도는 Eq. 3 및 4와 같다[6].

시험장치[10,11]는 크게 연소관부, 시편부, 노즐부로 구성되어 있다. 연소가스 속도에 따라 두 시험 장치를 사용하였지만, 연소관부의 직경을 제외한 시험장치의 구성요소를 모두 공유하기 때문에 100 m/s의 연소가스 유동을 발생시키는 시험 장치에 대해서 대표적으로 Fig. 1에 정리하였다. 연소관부 내에 추진제는 카트리지 형태로 제작하였으며, 반복 사용이 가능하도록 하였다. 추진제 연소로 인해 연소관부 내에서 연소가스 유동을 발생시켜, 실제 고체추진기관의 내부 환경을 모사할 수 있도록 제작하였다. 시편부는 사각 단면이며, 천이영역부 및 센서부로 구성되었다. 천이영역부는 연소관부에서 발생되는 연소가스 유동을 안정화시키는 역할을 하며, 센서부는 재료의 시험을 수행하는 역할을 한다. 센서부에 삽입되는 시편의 형상은 Fig. 2와 같다. 윗면을 기준으로 90o 및 270o 시편 두 개에 열전대(Thermocouples)를 각 5개씩 장착하여 연소가스에 의한 온도 변화를 계측할 수 있도록 하였다. 시편의 번호는 천이영역부 및 센서부의 후면을 기준으로 시계방향으로 정하였으며, 0^o가 1번, 90^o가 2번, 180^o가 3번, 270^o가 4번이다.

Fig. 1 
Configuration of test equipment.

Fig. 2 
Configuration of test sample.

본 시험의 압력 조건은 일반적인 고체추진기관의 연소실 압력을 모사할 수 있도록 1,000 psig로 설정하였다. 연소가스속도에 따라 20 m/s(Test 1)와 100 m/s(Test 2)일 때로 나누어 삭마가 발생하는 조건과 발생하지 않는 조건을 고려하였다. 탄성내열재 시편은 배합 환경에 따라 A와 B로 구분하였으며, 배합 환경은 Table 1에 정리하였다. 탄성내열재 A, B는 동일한 배합량 60 kg을 기준으로 정리하였으며, 시편 1, 2가 탄성내열재 A(이하 A1, A2), 시편 3, 4는 탄성내열재 B(이하 B3, B4)이다. Kevlar/ EPDM의 열파괴상수를 산출하기 위해 시편 A2, B4의 총 10 채널에서 온도를 계측하였으며, 열전대 삽입 깊이는 후면을 기준으로 유동 표면으로부터 1.0 mm, 2.0 mm, 3.0 mm, 4.0 mm, 5.0 mm가 되도록 하였다.

시험 후 압력-시간 선도는 Fig. 3과 같다. 이를 통해 유효 연소 시간(τ_eff) 및 유효 평균 압력(P_c,eff)을 산출하였다. 유효 연소 시간은 시험 초기 연소실 압력이 100 psig에 도달하는 시간부터 시험 말기 30 psig에 도달하는 시간으로 설정하였으며, 유효 평균 압력은 Eq. 5를 통해 산출된다.

Fig. 3 
Pressure-time curve (Test 1 and 2).

Test 1 및 2의 유효 평균 압력은 각각 1,100 psig, 1,000 psig이고, 유효 연소 시간은 각각 35.3 s, 20.1 s이다. 온도 계측 결과는 유효 연소 시간 중 초기 온도부터 900 ^oC까지의 계측 결과를 도식화하였다. 시편 A2의 열전대 채널은 T-1 (1.0 mm), T-2 (2.0 mm), T-3 (3.0 mm), T-4 (4.0 mm), T-5 (5.0 mm), 시편 B4는 T-6 (1.0 mm), T-7 (2.0 mm), T-8 (3.0 mm), T-9 (4.0 mm), T-10 (5.0 mm)으로 설정하였다.

Test 1의 온도-시간 선도는 온도 계측 채널에 따라 Fig. 4 및 5에 정리하였다. 저속(20 m/s)인 경우 열전대 삽입 깊이가 깊을수록, 온도 상승이 느리고 온도 상승률도 낮게 나타났다. 이는 연소가스 유동에 의해 숯 화가 진행된 표면이 이탈되지 않고 추가적인 열 차폐 역할을 해줌으로써, 재료의 새로운 표면이 유동에 노출되지 않아 온도가 상승이 지연되는 것으로 판단된다. 또한, T-3과 T-8이 각각 18.88 s와 14.46 s에서 주춤거리는 온도 상승 경향을 보였다. 이는 측정점 혹은 인근 영역의 재료가 열로 인해 변형되는 과정에서 측정점이 순간적으로 떨어졌다가 붙으면서 생기는 현상으로 판단된다. Fig. 4에서 보듯이 T-1은 매끄럽지 못한 온도 상승 경향을 보였다. 이는 열변형 혹은 재료 내부의 기공 형성으로 인한 결과로 판단된다.

Fig. 4 
Temperature-time curve (T-1~T-5, Test 1).

Fig. 5 
Temperature-time curve (T-6~T-10, Test 1).

Test 2의 온도-시간 선도는 온도 계측 채널에 따라 Fig. 6 및 7에 정리하였으며, T-1은 열전대 조립 과정에서 단선되었다. 고속(100 m/s)인 경우 온도 상승 곡선은 매끄러운 경향을 보이며, 연소가스 유동으로 인해 탄화(Carbonization)가 진행된 표면이 이탈되면서 새로운 재료 표면이 노출되는 현상이 반복되면서 온도 상승률이 높은 것으로 보인다. 두 시험에서 계측된 온도는 전반적으로 정상적인 계측 결과로 판단된다.

Fig. 6 
Temperature-time curve (T-1~T-5, Test 2).

Fig. 7 
Temperature-time curve (T-6~T-10, Test 2).

내열 성능 시험 후 시편 상태를 확인하였다. Test 1 천이영역부 및 시험부에서는 비교적 고른 삭마 현상이 발생되었지만, Test 2 천이영역부에서는 비균일한 삭마 현상이 발생되었다. Fig. 8은 시험 종료 후 Test 2 천이영역부의 후면 사진이다. Test 2 시험 장치의 천이영역부에 장착된 시편의 경우 Fig. 8의 적색 점선과 같이 ‘W’ 형태의 삭마 현상이 발생되었다. 이는 고속의 연소가스 유동에 의해 나타나는 현상이며, 연결부 내열재(탄소/페놀릭) 및 천이영역부 탄성내열재 사이의 삭마 정도와 원형 단면에서 사각형 단면으로 시험 장치 내면 형상 변화에 따른 유동의 특성으로 판단된다.

Fig. 8 
Cross-section of transient section.

천이영역부 및 센서부의 탄성내열재 시편을 분리하는 과정에서 시편 표면에 탄소잔유물이 덮여 있고, 얇은 숯 층을 확인하였다. 이러한 숯 층의 생성은 열반응에 의한 결과이며, 각 시편의 정량 적인 열파괴두께를 측정하기 위해 연마 작업을 통해 숯 층을 제거하였다. 시험 후 잔류 두께를 측정하기 위해 숯 층이 제거된 시편 내면 및 배면에 중앙선을 긋고 20 mm 간격으로 그 두께를 측정하였다. Test 2 시험장치 천이영역부의 시편은 ‘W’ 삭마 형상으로 인해 중앙선 양 쪽의 깊이 파인 곳에 선을 더 그어 세 선의 평균값을 계산하였다. 각 시편의 시작점과 끝점은 조립 틈 및 밀봉제가 유동에 영향을 준 것으로 판단되어 평균 계산에서 제외하였다.

열파괴두께는 시험 후 잔류 두께를 시험 전 두께에서 뺀 값으로 계산하였으며, 계산 결과를 Fig. 9 및 10에 도식화하였다. 이 때, 열파괴두께는 시편의 길이 방향(x축)을 기준으로 정리하였다. Test 1과 달리 Test 2는 열파괴두께의 상당한 편차가 발생하였다. 이는 앞서 거론한 바와 같이 천이영역부 앞의 연결부 내열재의 재료와 내면 형상에 따른 유동 특성으로 판단된다. 평균 열파괴두께는 Test 1의 경우 시편 A1, A2와 시편 B3, B4에 대해 각각 5.22 mm, 4.91 mm로 시편 A1, A2의 열파괴두께가 6.3% 두껍다. Test 2의 경우 각각 14.15 mm, 13.45 mm로 시편 A1, A2의 열파괴두께가 5.2% 두껍다. 이는 연소 종료 후 잔류 화염, 소화조건, 배치 간 열파괴두께 편차를 고려하였을 때 두 재료의 내열 성능은 유사하다고 판단된다. 또한, 연소가스 속도 차이에 따른 열파괴두께를 비교하였을 때 Test 2가 Test 1에 비해 2배 이상의 열파괴가 진행되었다. 이는 고속(100 m/s)에서 열반응으로 형성된 숯 층이 유동에 의해 시편으로부터 이탈되어 새로운 재료 표면이 유동에 노출되면서 열파괴가 더 빠르게 진행된 것으로 판단된다.

Fig. 9 
TDD-position curve (Test 1).

Fig. 10 
TDD-position curve (Test 2).

Fig. 4 ~ 7의 온도-시간 선도로부터 열분해온도인 292 ^oC에 도달하는 시간, 측정점의 깊이, 열파괴두께를 이용하여 열파괴상수를 산출하였다[6]. 먼저, y축은 열파괴두께, x축은 열분해온도 도달 시간인 그래프에 계측 불량인 데이터를 제외하고 선형 보간법을 이용하여 열파괴상수를 산출하였다. Test 1 및 Test 2의 열파괴두께-열분해온도 도달 시간 선도는 Fig. 11 및 12, 열파괴상수 계산 결과는 Table 2에 정리하였다.

Fig. 11 
TDD-time curve (Test 1).

Fig. 12 
TDD-time curve (Test 2).

Fig. 11(Test 1)은 연소가스 유동의 속도를 감안하여 Eq. 1을 적용하여 열파괴상수를 산출하였다. 비삭마 조건인 경우, 노출 시간은 0.5승에 비례하기 때문에 x축의 단위는 [s^0.5]으로 표기하였다. Eq. 1에서 기울기는 열파괴율을 나타내며, y절편은 열반응 시작 시간을 의미한다. Test 1의 결과를 비교해보면, 열파괴율은 탄성내열재 A가 B에 비해 1.7% 낮으며, 열반응 시작 시간은 8.3% 열반응 시작 시간은 8.3% 지연됨을 확인하였다. Eq. 2에서 기울기는 삭마 속도를 의미하며, y절편은 준평형 상태에 도달하는 시간과 관련된다. Test 2의 결과를 비교해보면, 탄성내열재 A가 B에 비해 삭마 속도가 4.6% 빠르다. 이는 잔류 화염, 소화조건, 배치 간 열파괴두께 편차를 고려할 때, 탄성내열재 A, B의 내열성능은 유사하다고 판단된다.