발간 현황

시뮬레이션 덕트 주유로는 3 bar, 411 K 유동조건 및 설계유량에서 AIP 유동마하수 0.4를 만족하도록 유동단면적을 결정하였다. 시뮬레이션 덕트 1D 설계결과 및 노즐면적변화에 따른 시뮬레이션덕트 주유로 마하수분포는 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4 
Mach Number Distribution inside Simulation Duct.

Spike-cone의 축방향 구동범위는 0 mm (Fully open) ~ 200 mm (Close)이며, Fig. 4의 해석조건은 Stroke(x_spk) 0, 40, 80, 120, 160 mm 이다. Stroke 에 따른 유량 및 노즐목 면적은 Table.1과 같다. 시뮬레이션 덕트는 운용범위에서 항상 노즐에서 쵸킹되도록 하였으나, 노즐목 면적에 대한 쵸킹유량은 유량함수 (m˙Tt/PtA)의 Analytical한 결과와 다르게 해석되었다. 이는 노즐의 유효(Effective) 목면적이 기하학적 목면적과 다르고, 노즐면적이 임계값 이상에서는 유효노즐 목이 스완넥(Swanneck)에서 결정되기 때문인 것으로 분석되었다. 시뮬레이션 덕트 내부 유동마하수가 감소함에 따라 노즐 목면적과 해석(Analytical) 유량이 유사해지는 경향을 보였다.

시뮬레이션덕트 주유로 CFD해석은 엔진입구덕트 전체(정체실(Settling Chamber) + 벨마우스 + 슬립씰덕트 + 입구덕트)[9]와 시뮬레이션 덕트 전체에 대해 수행하였다(Fig. 5). 상류유동 경계조건은 3 bar, 411 K (Pressure Inlet)이며, 시뮬레이션 덕트 출구경계조건을 대기조건(Pressurue Outlet)으로 설정할 수 있도록 노즐출구높이(h) 대비 높이방향으로는 15배, 길이방향으로는 50배 이상이 되도록 격자를 생성하였다. 전산해석은 Fluent V16을 이용하였으며, 2차원 축대칭 조건(2D Axisymmetric)으로 계산하였다. 해석유체는 Air(Ideal Gas)로 선정하였고, 압축성효과를 고려하도록 density-based solver를 선정하였다. 난류모델은 k-ε Realizable 모델을 이용하였다. 해석격자는 정렬격자로 총 격자수는 182,000이었다. 벽근처 격자크기는 100 μm이었으며, y⁺ = 18 수준이었다.

Fig. 5 
Simulation Duct CFD Calculation Region and Grid.

Fig. 6은 Spikecone Stroke (x_spk) 0 mm, 160 mm 조건에서 시뮬레이션 덕트 주유로유동 CFD 해석결과를 보여준다. x_spk = 0 mm, 160 mm 조건에서 노즐목 하류에서부터의 초음속팽창과 노즐출구 유동마하수가 Ma > 1 임을 확인하였다. 그러나 x_spk = 160 mm 에서는 주유로 유동가속이 노즐에서만 발생하여 쵸킹유량이 기하학적 노즐 목면적에 의해 결정된 반면, x_spk = 0 mm 에서는 스완넥(Swanneck) 부분에서의 유효 목면적을 형성하여 쵸킹유량이 결정됨을 알 수 있다. 이러한 해석결과는 2.1절에서 제시한 노즐 목면적과 쵸킹유량 관계(Table 1)의 원인을 설명해준다. 이상의 1D/CFD 해석 결과로부터 엔진시험설비 운용특성탐색 및 제어게인튜닝 시험을 위한 고도시험설비의 시험부의 유량/압력/마하수 조건을 도출하였다.

Fig. 6 
CFD Results of Simulation Duct Flow.

Spike-cone 구동부 부품 선정을 위해서는 구동부에 인가되는 공력하중을 고려해야 한다. Fig. 7은 시뮬레이션 덕트의 노즐구동부 모델링이다. 모터, 리니어가이드 등의 부품은 시뮬레이션 덕트 안쪽케이스(Inner Case) 내부에 장착된다. 구동부에 인가되는 공력하중은 Spike-cone 내/외부 압력차에 기인하며, 아래의 식과 같이 계산하였다(Fig. 8).

Fig. 7 
Spikecone Driving Part.

Fig. 8 
Pressure Contour at Simulation Duct Nozzle Exit.

하중계산 시 P_spk,exit은 CFD결과를 이용하였으며, P_spk,inner는 구동부 부품 부하능력(Load Capacity)의 마진을 고려하여 하중을 보수적으로 계산되도록 주유로 유동전압력과 동일하다고 가정하였다.

구동부 공력하중은 노즐이 완전 닫힌 상태(x_spk = 200 mm)에서 최대이며, 노즐면적변화에 따른 공력하중은 Table 2에 무차원화하여 제시하였다.

노즐구동부는 구동모터, 리니어 볼스크류, 리니어가이드, 베어링, 리니어부싱, 모터커플링으로 구성한다(Fig. 9). 시뮬레이션 덕트 구동부의 모터 및 모터지지구조는 상류구조체에 정지상태(Stationary Parts)로 조립되며, 모터의 회전운동을 리니어볼스크류(Linear ball-screw)로 직선 운동으로 변환하여, Spike-cone 구동부(Driving Parts)의 축방향이송이 가능하도록 설계하였다. 구동부의 위치측정을 위한 추가적인 센서없이 정밀한 축방향 위치제어가 가능하도록 본 연구에서는 스텝모터(Stepper Motor)를 활용하였다. 또한 자중에 의한 리니어 볼스크류 축의 처짐과 구동부이송경로 정열불량(Misalignment)을 최소화하기 위하여 3개의 리니어가이드를 지지구조를 적용하였다.

Fig. 9 
Schematic of Spikecone Driving Part.

축방향 슬라이딩부에 부싱을 적용하고, 리니어볼스크류 끝단에서 베어링을 이용하여 지지구조와 조립하였다. 모터는 구동부에 인가되는 최대공력하중의 1.2배 수준의 구동력마진을 확보할 수 있는 모델을 선정하였으며, 구동모터의 토크특성을 고려하였을 때 축방향 이송속도는 10 mm/s 까지 가능할 것으로 판단된다.

엔진성능시험에서 추력(Thrust)은 입구덕트의 공력하중인 압력항력, 램항력과 엔진어댑터와 연결된 추력측정시스템의 로드셀(Loadcell)을 이용하여 측정한다. 정확한 엔진추력 측정을 위해서는 유동공급시스템 구조부(벨마우스+슬립씰덕트)와 입구덕트의 연결부가 구속이 없는 슬라이딩구조가 되어야 하며, 이 부분에 유동누설을 최소화하기 위하여 3중의 슬립씰을 적용하였다(Fig. 11). 슬립씰 재질은 입구유동 온도조건인 411 K에서 사용가능하며, 표면마찰계수가 작은 PTFE Teflon으로 선정하였다. 슬립씰의 형상은 Fig. 12와 같이 설계하여 씰측면, 슬라이딩면과 절단면에서 유동누설을 최소화할 수 있도록 하였다.

Fig. 11 
Slip-seal Duct Concept.

Fig. 12 
Slip-seal Modeling.

시뮬레이션 덕트 시험에서 Spike-cone을 이동하여 노즐을 완전히 닫으면(x_spk = 200 mm), 슬립씰 덕트부의 P₀₁값 측정을 통해 흡입구덕트와 시뮬레이션 덕트로 구성되는 폐구조에 인가되는 압력하중을 평가할 수 있다. 이러한 압력하중과 추력측정시스템 로드셀(Loadcell) 측정값의 비교를 통하여 추력스탠드(Thrust Stand) 추력측정계통의 정밀도를 평가할 수 있도록 하였다. (Fig. 13, Eq. 2의 V₉₀ = 0 )

Fig. 13 
Schematic of Thrust Measurement using Loadcell.