발간 현황

경계층 배출 기법을 적용하지 않은 기준 흡입구 시험 모델은 한국항공우주연구원 스크램제트 엔진 시험설비(이하 SETF)의 마하 5, 고도 20∼25 ㎞ 조건에서 시험하였다. 기준 흡입구의 실제 크기는 Fig. 1과 같이 외부 압축 구간이 1.2 m이나 SETF의 시험부 코어에 장착될 수 있도록 자유제트형 시험설비의 시동이 가능한 시험 모델의 최대 폐색률(blockage ratio) 범위인 약 30% 내가 되도록 Fig. 2와 같이 50% 축소(길이 기준)하였다[9]. 실제 모델은 Fig. 1과 같이 카울이 아래쪽이고 배면이 위이지만 본 연구에서는 시험 모델 장착의 용이성을 위하여 카울을 위쪽으로 정하였다.

Fig. 1 
Side view of scramjet engine intake model[9].

Fig. 2 
Test model scale-down[9].

흡입구는 혼합 압축형으로 램프에서 외부 압축 2회, 카울을 지나 내부 압축 2회의 경사충격파가 발생하는 형태를 취한다. 흡입구의 설계 마하수는 6이므로 마하 5 유속 조건에서 램프에서 발생한 2개의 경사충격파의 중첩 지점은 카울 립(lip)의 바깥에 위치한다. 카울을 거쳐 유입된 유동은 충격파-팽창파 상쇄 구간을 거친 후 일정 면적(constant area) 격리부로 진입한다. SETF에서 시험한 모델의 격리부는 폭 100 ㎜, 높이 20 ㎜, 길이는 171.5 ㎜이다. 본 연구에서 흡입구 시험 모델 범위로 채택한 것은 일정 면적 격리부까지다. 흡입구의 성능 파악을 위하여 측정하는 인자로는 램프와 격리부의 벽면 정압력 분포와 격리부 출구에서의 피토 압력, 정압력, 전온도이다. 시험 모델의 카울 측 벽면 압력은 SETF의 시동 성능을 고려하여 측정하지 않았다. 램프와 격리부의 정압력은 총 27개소에서 측정되었으며 첫 번째 램프에 1개, 두 번째 램프에 8개, 세 번째 램프에 3개 그리고 격리부에 15개가 배치되었다. 두 번째 램프의 카울 립 근방에 배치된 횡방향 정압력 측정 위치를 제외하고는 모든 정압력 측정은 중심선(centerline)에 배치한다. Fig. 3에 각 램프에 배치된 정압력 측정 위치를 나타내었다.

Fig. 3 
Wall static pressure locations of the test model [Top view].

극초음속 흡입구의 유량, 전압력 회복률 측정에 일반적인 아음속 유동 측정법을 적용하기 힘들다. 벤츄리나 오리피스, 유량계 등 일반적인 유량 측정법을 극초음속 흡입구에 적용하려면 흡입구 후방의 유속을 아음속으로 감속해야 한다. 유속을 강제로 낮추기 위하여 구조물을 투입하면 구조물이 초음속 유동에 노출하여 발생하는 충격파 등으로 배압이 상승하여 전방의 격리부 유동에 영향을 준다. 격리부 후방 길이를 연장하여 유속을 줄일 수 있으나 시험부 내의 장착 구조물 길이 제한이 문제가 된다. 또한, 직사각형 단면을 취하는 격리부 후방에 원형 벤츄리를 적용하려면 사각에서 원형으로 천이 덕트가 필요하고, 유입 유동의 평균 온도인 약 900 K를 견딜 수 있는 유량계가 필요하다. 따라서 일반 측정 방식을 초음속 흡입구 측정용으로 적용하는 것은 현실적으로 불가능하다. 따라서 초음속 흡입구의 성능 측정 치구는 몇 가지 제한사항을 충족시킬 수 있어야 한다.

첫째는 측정 치구 장착이 초음속 흡입구의 기존 조성 유동에 영향을 가하지 않아야 하므로 측정 치구의 단면적을 제한해야 한다. 초음속 흡입구 내부 압축 영역에서의 자발 시동 압축 면적 한계인 Kantrowitz 한계[10,11]보다도 작은 단면적을 취하는 것이 유리하다. 기준형 흡입구 시험 모델의 출구 마하수는 4회의 충격파를 거쳐 약 2.6인데 이때의 Kantrowitz 한계 단면적은 장착 면적 대비 30%이나, 이전 한국항공우주연구원의 초음속 측정 치구 시험 경험을 토대로 이보다는 더 보수적인 단면적(약 10% 미만)을 취해야 전방 격리부에 영향을 주지 않는다.

두 번째는 작은 단면적을 취하면서도 흡입구 출구에서의 물성치 분포를 측정할 수 있을 정도의 해상도를 갖추어야 한다.

세 번째는 측정 치구의 구조 강도이다. 초음속 흡입구로 유입된 유동의 전압력은 충격파로 인한 손실이 있더라도 아음속 흡입구보다 매우 높은 압력 수준을 유지한다. 초음속 흡입구의 전압력 회복률을 30%로 가정한다면 마하 5, 고도 20 ㎞ 조건에서 흡입구 출구 전압력은 540 kPa정도로 측정치구는 높은 압력과 마하 2∼3에 달하는 유속을 버틸 수 있는 강건성을 갖추어야 한다.

따라서 본 연구에서는 측정 치구의 단면적 제한 조건 완화, 구조 강도 보강을 위하여 격리부의 출구 후방에 팽창부를 두어 측정치구(Rake) 장착에 필요한 단면적 제한 조건을 회피하였다. 측정치구(Rake)는 유동의 압력을 측정하기 위한 프로브, 지지대로 구성되며 프로브의 시작점은 격리부 출구 면에 위치하며 지지대는 격리부 출구 후방 팽창부에 장착된다. 이때 팽창부 단면적은 격리부 출구의 2배이다. 시험 모델을 제작하기 전 측정치구(Rake)가 전방의 격리부 유동에 영향을 가하는지를 파악하기 위하여 3차원 수치해석을 수행하였으며, 팽창부에 장착된 치구는 격리부에 영향을 미치지 않는 것을 확인하였다.

흡입구 측정치구 후방에는 연소기에서의 압력 상승을 모사하는 물리적 장치인 배압 조정 장치가 장착된다. 배압 조정 장치는 측정치구 후방에 축소-확장 노즐 형태를 띤 블록(Block), 시험체 우측에 있는 둥근 각을 가진 오각 형태의 플러그(Plug), 그리고 플러그를 직진 구동시킬 수 있는 플러그 제어부(Controller)로 구성되어있다. 플러그 제어부는 스텝 모터, LM 가이드, 볼 스크루로 구성되며 스텝 모터의 제어는 SETF의 PLC 통신 모듈에서 소형 PLC로 명령받아 스텝 모터 드라이버를 제어하는 방식으로 수행된다. 플러그의 이동은 시험 시간인 약 30초 동안 전진, 후진 및 정지를 할 수 있다. Fig. 4에 격리부 후방에 장착되는 측정 치구가 격리부 후방의 팽창부에 장착된 모습 그리고 배압 조정 장치(Back pressure control system)의 구성을 나타내었다.

Fig. 4 
Design of the Rake for inflow-rate and total pressure and back pressure control system for intake.

Fig. 13에는 받음각 0°에서 수행된 형상 1, 2, 3의 벽면 정압력 데이터를 노즐 출구 정압력(P0)로 무차원화한 데이터를 그래프로 나타내었다.

Fig. 13 
Normalized wall static pressure of the each intake model (Configuration 1, 2 and 3).

형상 1 시험에서 SETF 시험부로 공급된 공기 유량은 4.4 kg/s였으며 전압력 !.8 MPa로 마하 5 기류를 약 30초 유지하였다. 첫 번째 램프와 두 번째 램프의 정압력 분포는 램프의 각도에 따른 이론적 계산에 의한 압력과 거의 근접한 값임을 확인하였다. 격리부에서는 경사충격파 및 팽창파 반사 패턴이 관측되었다. 형상 2와 3도 형상 1과 유사한 압력 분포 경향을 보였으나 격리부 출구 정압력 값은 형상 1이 가장 높은 값이었다. 이는 형상 1은 격리부 출구가 바로 외기에 노출되고 출구 유동의 영향이 지배적이지만 형상 2와 3은 격리부 후방에 치구가 장착되어 외기의 영향을 직접적으로 받지 않기 때문으로 판단한다. 엔진 시스템 차원에서는 형상 1보다는 형상 2와 3의 격리부 출구 압력이 옳은 경향으로 생각한다.

형상 4 시험은 Fig. 14와 같이 흡입구에 레이크, 배압 조정 장치가 장착된 형상으로 배압 조정 장치 플러그의 최후방(+33.7 ㎜) 위치에서 블록에 닿기 직전(-14.4 ㎜)까지 2 ㎜/s로 전진 이동하면서 흡입구의 성능 변화를 관측하였다.

Fig. 14 
Intake test model attached with rake and back pressure controller.

배압 조정 장치의 이동에 따른 흡입구 정압력 분포를 무차원화(노즐 출구 정압력으로)한 데이터를 Fig. 15에 그래프로 나타내었다. +6.4 ㎜(출구 유로 높이 1.44 H(H:격리부 높이))에서 격리부 출구의 정압력이 상승하기 시작하였으며, 이후 격리부에서는 oblique shock train을 유지하였으나 -1.3 ㎜(출구 유로 높이 0.96 H)에서 격리부에 normal shock train이 생성되었다. 이후 격리부의 높은 압력이 점차 카울을 거쳐(-2.3 ㎜) -3.3 ㎜에서 흡입구 불시동이 발생하였고, 불시동이 발생함에 따라 시험설비도 불시동하여 설비 노즐 출구 정압력은 7.8 kPa까지 상승하였다.

Fig. 15 
Normalized wall static pressure of the intake according to the back pressure controller position (Configuration 4).

향후 수행될 흡입구 경계층 배출 기법 적용 연구는 실질 연소 상황에서 구현되는 연소기 내부 압력 조건에서 수행되어야 하므로 배압 조정 장치 위치 조정시험은 연소기 압력이 조성되는 조건을 찾기 위한 시험이었다. 배압 조정 장치의 위치 -1.3 ㎜(출구 유로 높이 0.96 H)가 이에 해당하므로 추후 경계층 배출 기법 적용 시험은 이 위치에서 수행할 예정이다.

형상 5는 받음각 +4° 시험으로 L.E.의 위치는 고정하고 후방을 든 형태를 취한다.

형상 5와 6의 벽면 정압력 무차원 데이터를 형상 1과 함께 Fig. 16에 비교하였다. 첫 번째 램프의 정압력은 이론치에 비해 0.767(3 kPa) 높게 조성되었는데, 이는 받음각 증가로 인해 램프 각도 변경 구간 재순환 영역의 크기가 커지고, 흡입구 전단 bluntness의 영향도 과대해져 생긴 현상으로 판단한다. 두 번째 램프의 정압력은 이론값과 유사하다. 격리부에서는 oblique shock train이 관측되었는데 최대 압력 값이 41.2(139.4 kPa)에 달하여 상당히 높은 정압력 분포를 보였다. 이러한 높은 정압력 분포는 Fig. 17과 같이 모델 후방을 올리면서 카울이 설비 노즐 코어(점선으로 표시) 유동 외곽 과소 팽창 구간에 위치하여 흡입구 유입 유동이 코어 유속보다 낮은 마하수에 노출되어 발생한 현상으로 생각한다.

Fig. 16 
Normalized wall static pressure according to the A.O.A. of the intake(Configuration 1, 5 and 6).

Fig. 17 
Mach 5 nozzle core placement and Configuration 5 test model installation.

형상 6은 받음각 -2° 시험으로 흡입구 L.E.의 위치는 고정, 후방을 아래로 내린 것이다. 이때의 폐색률은 받음각 0° 모델과 유사하여 설비 시동 경향과 유지 시간은 받음각 0°와 비슷하였다. 정압력 분포는 첫 번째 램프와 두 번째 램프의 첫 번째 센서를 제외하고는 형상 1과 유사하였다.

레이크를 이용한 흡입구의 전압력 회복률과 흡입 유량 측정은 형상 2, 3, 4에서 수행되었다. 이 중 배압 조정 장치를 이용한 형상 4 시험의 +13.7 ㎜ 조건에서 레이크로 측정 및 계산된 데이터를 3차원 그래프로 Fig. 18에서 20까지 나타내었다. 또한 Table 2에서 4에 3차원 그래프의 수치를 식별이 쉽도록 정리하였다. 해당 시험의 시험 조건은 전압력 1.83 MPa, 전온도 1206 K이었다. 3차원 그래프에서 X, Y축은 격리부 출구에 배치된 프로브의 기하학적 위치를 나타낸다. X축은 격리부 출구의 폭 방향 배치로 중앙(0 ㎜)을 중심으로 좌측(-40 ㎜)과 우측(+40 ㎜)의 레이크를 나타낸다. Y축은 높이 방향 배치로 0 ㎜는 시험체 바디(body), 20 ㎜ 위치에 카울이 존재한다.

Fig. 18의 Z축은 격리부 출구의 전압력으로 이는 프로브로 측정된 피토 압력과 정압력으로 계산된다. 중앙에 있는 프로브에서는 1.2 MPa에서 1.3 MPa에 달하는 높은 전압력이 계산되었다. 바디 측의 프로브에서 계산된 전압력은 평균 457 kPa, 카울 측에 배치된 프로브에서의 전압력은 평균 649 kPa로 카울 측이 높은 전압력 분포를 보였다. 바디 측 유로가 카울 측보다 상대적으로 길어 경계층 두께가 증가하고 이로 인한 손실로 바디 측의 전압력이 낮게 측정된 것으로 판단한다. 9개의 프로브로부터 계산된 기준형 흡입구의 전압력은 784.6 kPa로 전압력 회복률은 42.8%이다.

Fig. 18 
Total Pressure Distribution at the isolator exit (Configuration 4, B.P.C. +13.7 ㎜ position).

Fig. 19의 Z축은 정압력으로 중앙부가 평균 53.7 kPa로 가장 낮은 분포를 보여 중앙 유속이 높을 것을 예측할 수 있다. 바디 측 평균 정압력은 63.7 kPa, 카울 측 평균 정압력은 87.2 kPa로 전압력 분포 경향과 같이 바디 측이 카울 측보다 낮은 정압력 분포를 보였다.

Fig. 19 
Static Pressure Distribution at the isolator exit (Configuration 4, B.P.C. +13.7 ㎜ position).

Fig. 20의 Z축은 마하수로 예측했던 대로 중앙부 평균 마하수는 2.7로 높은 유속을 보였다. 바디 측과 카울 측의 평균 마하수는 각각 1.9와 2.0으로 비슷한데 이는 바디 측과 카울 측의 전압력, 정압력의 분포 경향이 유사한 것에 기인한다. 9개의 프로브로부터 계산된 기준형 흡입구의 평균 마하수는 2.2이다.

Fig. 20 
Mach number Distribution at the isolator exit (Configuration 4, B.P.C. +13.7 mm position).

시험 결과로 Eq. 3을 계산하면 흡입구로 유입되는 유량은 0.8 kg/s이다.