발간 현황

일반적으로 소형 핀틀 인젝터 엔진에는 연료 중심의 핀틀 인젝터를 사용하며, 대형 엔진에는 산화제 중심의 핀틀 인젝터를 사용한다. 연료 중심 핀틀 인젝터의 장점은 중심에서 분사된 연료가 외곽에서 분사된 산화제와 충돌 후 연소실 벽면까지 부딪혀 연료 막냉각이 가능하도록 TMR을 증가시킬 수 있다는 것이다. 반면 산화제 중심의 핀틀 인젝터는 분사된 산화제가 연소실 벽면을 손상하지 않는 TMR이 낮은 상태에서 주로 운용되어 각각의 장단점을 이용한 조정 작업이 필요하다[1,8]. 본 연구에서는 액체산소의 매니폴드 냉각과 제작성을 고려하여 산화제를 중심 추진제로 선정하였다.

TMR (Total Momentum Ratio)은 Eq. 1과 같이 중심 추진제의 유량과 속도의 곱을 외곽 추진제의 유량과 속도의 곱으로 나눈 값이다. 즉, 추진제의 운동량 비를 나타내는 값이다. 추진제의 유량과 속도의 곱은 힘(force)과 같다. 따라서 TMR은 정상상태의 각 추진제 흐름과 관계된 힘으로 나타나며 충돌한 추진제의 분사각을 결정하게 된다. 또한 액체산소와 케로신 추진제 조합에서 참고문헌의 TMR 추천치는 1∼1.5이며[9], 본 연구에서는 추천치 범위를 포함하여 0.6~2.0에서 시험하였다.

이동 가능한 핀틀 인젝터의 경우 Fig. 1에서 보는 바와 같이 포스트 슬릿의 두께변화를 통해 추진제 유량을 제어할 수 있다. 하지만 본 연구에서는 전술한 바와 같이 초기 연구임을 감안하여 이동 가능한 핀틀이 아닌 고정형 핀틀 인젝터를 이용하여 시험을 진행하였다.

Fig. 1 
Movable pintle injector model[6].

BF (Blockage Factor)는 Eq. 2와 Fig. 2와 같이 핀틀 인젝터의 단위 슬릿 너비(W)와 슬릿 개수(N)의 곱인 전체 너비(N×W)를 핀틀 포스트의 원주(π×D_P)로 나눈 값으로 정의된다. 즉, 핀틀 포스트에 360도 방향으로 연속적인 슬릿을 가지는 인젝터는 BF가 1이 된다. BF<1인 영역에서는 post jet과 annular jet이 충돌하지 않는 부분으로 인해 슬릿 틈 사이로 annular jet이 흘러나오는 drizzling 현상이 발생하여 충돌 혼합이 감소한다[8,9]. 본 연구에서는 BF를 1로 선정하여 post jet과 annular jet이 모두 충돌하여 혼합효율의 증대를 기대하였다.

Fig. 2 
Post design of pintle injector.

핀틀 인젝터의 주요 설계 변수 중 하나인 skip ratio (L_s/D_p)는 Fig. 3과 같이 annular jet이 post jet과 충돌하기 전까지의 거리인 skip distance(L_s)를 포스트 직경(D_P)으로 나눈 값이다. Skip ratio가 클 경우 마찰로 인해 annular jet의 감속이 발생하며 반대로 skip ratio가 작을 경우 서로 충돌한 추진제의 화염면이 헤드면과 가깝게 형성하게 된다[8]. 본 연구에서는 헤드면과 핀틀 팁의 열적보호를 위해 추천치[9]를 반영하여 1로 선정하였다.

Fig. 3 
Key design point for a pintle injector[8].

핀틀 인젝터의 작동원리는 중심에 위치한 포스트에서 분사된 post jet과 바깥쪽에 위치한 환형 오리피스에서 분사된 annular jet이 Fig. 4와 같이 post와 annulus에서 각각 분사되는 추진제가 서로 수직으로 충돌하여 일정한 분사각이 형성되며 추진제의 혼합과 미립화가 발생한다. 또한 넓은 재순환영역을 생성하며 연소불안정의 발생에 둔감하다고 보고되어지고 있다[8,9].

Fig. 4 
Combustion chamber flowfield resulting from pintle injection of propellants[1].

본 연구에서는 연소실압력 10 bara, 진공추력 755N의 케로신/액체산소를 추진제로 사용하는 핀틀 인젝터를 적용한 액체로켓엔진을 설계 및 제작하여 수평형 연소시험 설비에서 연소시험을 수행하였다.

본 연구에서 사용된 핀틀 인젝터의 형상은 충돌혼합의 효율을 키우기 위해 Fig. 5와 같이 canted slit으로 제작하였다. Table 1은 본 연구에서 사용된 핀틀 인젝터 로켓엔진의 주요 사양을 나타낸다.

Fig. 5 
Canted slit shape.

연소실 특성길이는 인젝터에서 분사된 추진제가 혼합되어 추진제가 완전히 연소할 수 있는 연소실 체류시간을 제공하는 길이이다. 연소실의 직경은 연소실 직경 대 핀틀 포스트 직경의 비(D_p/D_c) 추천지인 3~5를 고려하여 60 mm로 선정하였으며, 연소실의 기본 특성길이를 케로신과 액체산소 추진제 조합에 따른 특성길이 추천치[5]인 1.02~1.27 m를 고려하여 1.04 m로 선정하였다.

연소실 특성길이에 따른 핀틀 인젝터 연소성능을 확인하기 위해서 연소실 직경을 고정하고, 연소실 길이를 조절하여 특성길이를 변경하였다. 최초 선정한 기본 특성길이보다 짧은 특성길이를 재선정하여 연소실을 설계하였으며, 점화기의 위치는 동일하게 선정하였다.

선정된 연소실의 특성길이, 연소실 길이, 연소실 잔류시간 및 제작 형상을 Fig. 6과 Table 2에 나타내었다.

Fig. 6 
Combustion chambers for characteristic length.

제작된 핀틀 인젝터 엔진의 차압에 따른 인젝터의 유량 공급특성을 파악하고 분무 형태 및 분사각을 확인하기 위하여 수류 시험을 수행하였다. 안전상 모의 추진제인 물을 이용하여 유량을 측정한 뒤 밀도 보정을 통하여 설계유량과 비교하였다. 수류시험을 위한 시험 장치는 모의 추진제 가압장치, 공급장치, 수류시험대, 제어계측장치 등으로 구성되어 있으며 수류시험 계통도를 Fig. 7에 나타내었다. Eq. 3과 4와 같이 유동충돌의 모멘텀 해석으로 앞서 선정된 TMR 범위인 0.6~2.0에서 최대 분사각을 62°~126°로 예측하였다. TMR=1에서 예측하는 분사각은 90°이다.

Fig. 7 
Schematic diagram of cold flow test.

수류시험 결과, Fig. 8에서 보는 바와 같이 핀틀 포스트의 두께로 인하여 한 포인트에서만 측정하는 것은 문제가 있다. 따라서 양 쪽 윗부분의 빈 공간을 제외하는 방식으로 계측하였으며, 분사각은 130°로 측정되었다. 실제 제작 후 설계 시 고려했던 유량계수와 차이가 발생하여 설계 유량에서의 TMR이 약 1.3으로 변화하였다. 따라서 예측했던 분사각과 차이를 갖게 되었다.

Fig. 8 
Pintle injector spray angle measurement.

연소시험 시 실제 TMR을 계산하기 위해서 제작된 핀틀 인젝터 포스트 슬릿과 annulus gap의 정확한 면적과 유량계수가 필요하지만, 이를 정확하게 확인하는 것은 불가능하다. 따라서 수류시험 결과를 Eq. 5와 같이 오리피스 유량식에서 C_dA를 하나의 변수로 설정하였다. 이와 함께 연소시험 결과의 밀도와 유량데이터를 적용하고, Eq. 6을 이용하여 종단속도를 구한 뒤 TMR을 계산하였다.

수류시험을 통해 획득한 설계 유량의 압력을 바탕으로 실제 추진제를 이용하여 Fig. 9와 같이 연소시험을 수행하였다. Fig. 10의 실험데이터와 같이 각 추진제의 유량이 설계유량과 거의 동일하며 연소실의 압력이 안정적으로 형성된 것을 알 수 있다.

Fig. 9 
Combustion test.

Fig. 10 
Combustion test results.

설계 유량에서 연소실 특성길이에 따른 연소시험을 수행하였으며 전체 연소시험 결과를 Fig. 11에 나타내었다. 특성속도효율은 실제 연소시험 데이터를 이용하여 연소시험의 특성속도 값을 계산한 후, NASA에서 제공하는 CEA 코드를 통해 이론값을 계산하여 비교한다. 참고문헌[10]에 따라 실험실 보유 장비의 불확도를 이용한 B형 평가의 불확도 추정 결과, 특성속도효율이 2.76%의 확장불확도를 가진 것으로 확인되었다.

Fig. 11 
L^* vs η_C & P_c.

특성길이에 따른 특성속도효율이 약 90~95%로 측정되었으며 특성길이가 짧아질수록 연소성능 효율이 낮아지지만, 0.74m의 특성길이에서의 효율이 1.04m의 효율과 거의 동일하게 나타남을 확인하였다. 일반적으로 소형 연소실의 경우 단위 부피당 연소실 표면적이 넓어 연소성능 효율이 비교적 적게 나타날 수 있다. 본 연구실에서 진행되었던 유사한 크기의 동축 스월 인젝터를 가지는 연소기의 경우, 충분한 특성길이를 가짐에도 불구하고 특성속도효율은 89% 수준을 유지하였다. 즉 일반적으로 알려진 케로신/액체산소 인젝터의 추천 특성길이는 1.02~1.27 m 이지만, 2.5 절에서 언급하였듯이 핀틀 인젝터의 독특한 분무 형태에 의해 분사기면에서 가까운 곳에 재순환 영역이 생성되며 이로 인해 추진제의 연소실 체류시간이 증가하여 기존 연소실 특성길이 추천치보다 상당히 짧은 특성길이에서도 충분한 연소성능을 발휘하는 것으로 판단된다.

Fig. 12는 TMR에 따른 연소시험 결과로, 특성속도효율이 약 93~96%로 측정되었다. 이 실험에 사용된 연소실은 특성길이가 0.57 m인 연소실을 사용하였으며, 이는 너무 긴 특성길이의 연소실을 사용할 경우 추진제 체류시간이 너무 길어 각 변수에 따른 연소 성능의 변화가 나타나지 않을 것을 감안한 것이다. 설계 TMR 1 을 기준으로 대략 0.6~2.0까지의 구간까지의 효율을 보면 , 2.0 근처에서 다소 효율이 떨어지는 듯한 경향도 보이기는 하나 거의 일정한 것으로 봐도 무방할 것으로 사료된다. 다만 TMR이 너무 증가할 경우, 연소실 벽면에 산화제가 직접 충돌하여 고온의 산화제로 인한 산화나 화염온도의 증가에 의한 손상의 가능성이 높으므로 더 이상의 TMR 증가는 바람직하지 않을 것으로 사료된다.

Fig. 12 
TMR vs O/F ratio & η_C^*.