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Fire Sci. Eng. > Volume 36(6); 2022 > Article
불활성가스로 희석된 Jet A1-순산소 동축류 확산화염의 점화특성에 관한 실험적 연구

요 약

본 연구에서는 JET A1 확산화염의 동축류에 공급되는 순산소 가스를 불활성가스(질소와 헬륨가스)로 희석시킬 때 달라지는 점화특성을 고찰하였다. 확산화염 동축류에 공급되는 산소 가스의 몰농도가 높아지면 불활성가스의 희석효과가 감소하여 측정된 최소점화에너지도 급격하게 감소하였다. 불활성가스의 희석없이 동축류에 순산소 가스만 공급되었을 때 가장 쉽게 점화가 관찰되었으며 점화 가능 영역도 가장 넓은 것을 확인하였다. 동축류에 동일한 유량으로 산소-불활성가스가 공급될 때 점화 억제력은 헬륨가스로 산소가스를 희석하는 경우가 질소 가스로 희석하는 경우에 비해 산소 몰농도가 낮아질수록 보다 우수한 것을 확인할 수 있었다.

ABSTRACT

In this study, the ignitability characteristics affected by an oxygen coaxial flow diluted with inert gases (nitrogen and helium) were experimentally investigated using Jet A1 oxygen diffusion flame configurations. As the molar concentration of oxygen supplied to the coaxial flow increased, the dilution of the inert gas decreased, which drastically lowered the measured minimum ignition energy. When only oxygen gas was supplied to the coaxial flow without dilution with the inert gas, ignition was most easily observed, thereby widening the ignition range. With a constant oxygen-inert co-flow rate, the ignition suppressibility under helium dilution was superior to that under nitrogen dilution as the molar concentration of oxygen decreased.

1. 서 론

2022년 6월 성공적으로 발사된 한국형발사체(KSLV-Ⅱ)는 총 3단으로 구성된 발사체로 15 t급의 탑재체를 600~800 km의 태양 동기 궤도에 투입할 수 있도록 설계 제작되었고 추진제로 액체 산소와 JET A1 연료를 사용하는 개방형 엔진 사이클(open cycle)을 채택한 액체 로켓이다. 특히, 한국형발사체 1단은 4개의 엔진이 묶여 작동되는 클러스터링 기술이 적용되어 있고 운용 시 발생하는 시동 충격과 진동, 고온 연소 가스에 의한 열하중 등의 다양한 원인으로 인해 고압의 추진제, 극저온 산화제가 누출되어 화재나 폭발 사고로 이어질 수 있다. Table 1에는 발사체의 추진제 누설에 의한 사고의 사례가 정리되어 있다(1,2).
Table 1
LRE Accidents Caused by Leakage
Date Launch Vehicle Descriptions
1957.5.15 R-7 (RD-107) The seal was destroyed in the high-pressure kerosene supply system, causing a fire in the first stage block.
1978.5.27 Proton Fuel leaked due to connector failure and a fire broke out in the first-stage engine room.
1983.9.26 Soyuz-T 10-1 Before launch, fuel leaked and the the lauach vehicle was engulfed in flames.
1983.12.8 Columbia (SSME) While returning to Earth after completing the mission, hydrazine fuel leaked from the APU (Auxiliary Power Units) 2 min before landing and a fire occurred, destroying the APU control valve, and the fire continued until all of the leaked fuel was burned.
1986.7.30 Zenit-2 (RD-171) A fire occurred in the engine room as the oxidizing agent supply pipe for cooling the combustor of RD-171 was removed.
2006.3.24 Falcon1 (Merlin) A fire broke out due to a fuel leak, damaging the pneumatic system and thus stopping the engine in 29 s.
1985.9.12 Ariane-3 (HR7-B) Liquid hydrogen leaked from the valve of the three-stage engine, which is a cryogenic engine, cooled the combustion chamber, and normal ignition did not occur. As the valve on the injector side of the liquid hydrogen supply system of the three-stage engine leaks and cools the combustion chamber, the combustion pressure and O/F ratio are lowered, making normal start-up impossible. Later, a redesign of the injector valve using a different airtight method was performed and it was confirmed that no leak occurred in the fuel supply system.
1988.9.2 Titan 34D (LR-91) During launch preparation, helium gas that pressurized the fuel of the upper engine was leaked. Re-ignition failed because the pressurization system did not operate normally, and the fuel tank cap, cover, seal, line, and fitting were reassembled to prevent recurrence.
Figure 1은 한국형발사체 1단 75 t급 엔진의 연소기에 연료와 산화제를 공급하기 위해 구동되는 터보펌프의 개략도이다. 그림에 제시된 바와 같이 연료펌프, 산화제 펌프와 터빈이 단축(single-axis) 형태로 연결되어 있어 엔진의 작동 시 폭발 사고를 최소화하기 위해서는 산화제와 액체 연료의 혼합을 방지하는 기술이 필수적이다. 하지만 터보 펌프에 적용된 혼합 방지 씰(inter-propellant seal)은 작동 특성상 어느 정도의 누설이 불가피하여 폭발 사고의 가능성이 상존한다(4). 따라서 연료펌프와 산화제 펌프의 사이에는 불활성 가스를 계속 주입하여 연료와 산화제의 혼합을 최소화할 수 있도록 설계되어 있다. 질소와 헬륨은 한국형 발사체 엔진의 시동부터 시동이 종료되는 시점까지 전 구간에 걸쳐 사용되는 불활성 가스로 발사체 동체 내부로부터 가연성 혼합물을 배출시켜 화재 폭발의 위험성 낮추는 비행 화재 안전 시스템에도 적극 활용된다.
Figure 1
75 t class turbo pump configuration diagram and configuration of turbo pump assembly test(3).
kifse-36-6-1-g001.jpg
이렇듯 순산소가 산화제로 공급되는 연소 시스템에서 불활성 가스의 점화 억제력에 대한 평가는 발사체의 화재안전 관점에서 중요한 요소이다. 하지만 순산소가 공급되는 연소 시스템에서 불활성 가스의 영향에 대한 연구는 대부분 동축류 화염의 길이(5,6), 화염의 온도(7,8), 그을음의 발생(9,10) 등에 국한되어있다. 따라서 본 연구에서는 한국형 발사체의 작동 환경과 유사한 조건에서 JET A1-산소 동축류 확산화염을 생성시키는 과정에서 버너에 공급되는 순산소가 헬륨과 질소로 각각 희석된 경우 점화특성에 대한 연구를 수행하였다.

2. 실험장치 및 방법

본 연구에서는 JET A1-산소 동축류 버너에 공급되는 순산소가 헬륨과 질소로 각각 희석되는 조건에 서 점화특성을 조사하였다. 실험에 사용된 동축류 버너의 내축과 외축의 내경은 각각 1.8 mm와 25.2 mm이며, 내축과 외축의 사이에는 산화제-불활성 가스의 균일한 유동을 돕기 위해 지름이 6.0 mm인 스테인리스 비드로 채워져 있다. 산소와 불활성 가스는 정적 믹서(static mixer)를 이용하여 충분히 혼합될 수 있도록 교반하였다. 아울러 버너 내축으로 증발되어 공급되는 JET A1 연료가 버너 팁에 도달하기 전 응축되는 것을 방지하기 위해서 버너의 외축 및 배관에는 선 히터를 감아 가열하였다. 실험에 사용된 동축류 버너의 형상은 선행연구(11)에 자세히 기술되어 있다.
Figure 2는 JET A1-산소 동축류 화염의 점화특성을 조사하기 위해 사용된 실험장치의 구성을 보여주는 그림이다. JET A1 연료의 증발과 유량은 Bronkhorst社의 등유 전용 controlled evaporator and mixer (CEM)를 사용하여 제어하였다. CEM 장치는 크게 JET A1 액체 연료를 포화온도 이상으로 가열하여 증발시키는 히팅 시스템과 액체 등유의 증발량을 제어하기 위한 등유계 연료 전용 질량 유량계(mass flow controller)로 구성되어 있다. 증발된 JET A1을 동축류 확산화염 버너로 전달하는 캐리어 가스로는 질소를 사용하였고 Brokhorst社 질소 전용 질량 유량계로 제어하였다. CEM의 등유 전용 질량 유량계에 설정된 유량은 실험이 진행되는 동안 JET A1 연료를 완전히 증발시킬 수 있고 최대 ~12 g/h까지 안정적으로 응축과정 없이 질량 유량 제어가 가능하다.
Figure 2
Schematics of experimental apparatus and configuration.
kifse-36-6-1-g002.jpg
강제 점화(pilot ignition)는 2개의 점화플러그의 간극 사이에 전기 스파크를 발생시킬 수 있도록 순간적으로 고전압을 인가하였다. 고전압 발생장치는 24 V의 직류 전압을 DC-DC 컨버터를 통해 최대 ~15 kV 고전압 변환시키고 다수의 고전압 콘덴서가 연결되어 최대 50 nF의 전하량를 충전시킬 수 있도록 설계되어 있다. 점화플러그의 간극 사이에 발생된 전기 스파크의 에너지는 오실로스코프에 연결된 Fluke社의 고전압 프로브(high voltage probe, 80K-40, accury ±1 %)와 Magnelab社의 전류계(current transformer, CT-F5.0, accury ±0.5 %)를 통해 실시간으로 측정된 전류와 전압의 상관관계를 이용하여 계산하였다.
동축류 확산화염 버너 팁 상단에 형성된 연료-산화제 유동장에서 점화 직후 발생된 화염의 커널 발달 과정은 쉴리렌 장치(schlieren system)를 이용하여 저장하였다. 쉴리렌 장치는 Thorlabs社의 50 W 할로겐 광원(light source, QTH10) 램프, Edmund社의 직경 15 cm의 오목 거울(concave mirror, #71-014) 2 개, 그리고 나이프 에지(knife edge)로 구성되었다. 쉴리렌 영상은 IDT사의 초고속 카메라(high speed camera, Y8S-3)를 이용하여 초당 700 프레임으로 해상도 1280 × 1024 이미지로 저장되었다.
가열된 산소-불활성 가스의 유량은 질소와 헬륨가스 희석조건에서 동일하게 유지하였고, 산소의 농도(몰농도)가 100%에서 30%까지 조정될 수 있도록 식(1)을 이용하여 희석하였다.
(1)
O2mol.%=XO2XO2+XN2[or He]
식(1)에서 X는 각 가스의 몰분율, 아래첨자 O2는 산소, N2는 질소, He는 헬륨가스를 각각 의미한다.

3. 실험 결과 및 고찰

Figure 3은 대기압에서 동축류에 공급되는 순수 산소가 질소로 희석되어 30% O2 몰농도를 유지하면서 약 433 K으로 가열되어 공급될 때 내축에서 기화된 액체 JET A1 연료가 점화된 직후 초고속 카메라로 촬영한 쉴리렌 이미지이다. 주어진 산화제 환경에서 버너의 팁으로부터 3 cm 떨어진 스파크 점화기를 이용하여 강제 점화를 시도하였다. 그림에서 볼 수 있는 바와 같이 점화 직후 화염전파는 전형적인 예혼합 화염에서 관찰되는 freely propagating 형태의 구형 전파로 진행되다가 571 μs 이후 미연 연료(unburn fuel)를 따라 진행되는 삼지 화염(tripple flame) 전파 형태로 전이된다.
Figure 3
Schlieren images of flame propagation after ignition.
kifse-36-6-1-g003.jpg
앞서 기술한 바와 같이 본 연구에서는 동축류에 공급되는 산소가 질소와 헬륨가스로 희석되는 경우 산소의 몰농도 변화에 따라 달라지는 점화에너지를 측정하였다. 점화에너지(Eign)의 계산은 스파크 점화기에서 아크 방전이 개시된 직후 오실로스코프에서 측정된 전압과 전류를 측정하고 식(2)를 통해 계산하였다.
(2)
Eign=0t0vidt
식에서 vi는 각각 스파크 점화기 양단에서 실시간으로 측정된 전압과 전류이고, t는 시간, t0는 방전이 완료된 시간을 의미한다. 방전이 완료된 시간은 오실로스코프를 통해 획득된 실시간 파형(Figure 4)에서 방전이 종료되는 시점으로 정의하였고 이 시점까지를 적분하여 점화에너지를 계산하였다.
Figure 4
Simultaneous voltage, current and power signals captured on an oscilloscope.
kifse-36-6-1-g004.jpg
주어진 연료 유량 및 산화제 환경에서 인가된 점화에너지가 낮아 점화가 이루어지지 않으면 방전 전압과 전류를 조절하여 점화가 이루어질 때 까지 실험을 반복하였다. 점화가 성공적으로 이루어지면 그 시점의 방전 전압을 5회 반복 인가하여 오실로스코프에서 측정된 전압과 전류를 이용하여 최종 점화에너지를 계산하였다. 이때 주어진 실험 조건에서 점화가 성공적으로 이루어지는 에너지 양을 최소점화에너지(minimum ignition energy, MIE)로 정의하였다. Table 2에 주어진 산화제 환경에서 측정된 최소점화에너지를 정리하였고 Figure 5에 그 결과를 도시하였다. 각각의 표와 그림에서 정리되어 있는 바와 같이 질소와 헬륨가스의 희석 여부와 상관없이 동축류에 공급되는 산소의 몰농도가 높아짐에 따라 최소점화에너지는 급격하게 줄어든다.
Table 2
Summary of Measured MIE for Given Oxidant Stream Compositions
O2% in He or N2 MIE for He [mJ] Standard Deviation MIE for N2 [mJ] Standard Deviation
30 1.75 0.19 1.15 0.18
40 1.59 0.26 1.01 0.14
50 1.45 0.23 0.97 0.09
60 1.20 0.20 0.96 0.09
70 1.02 0.11 0.81 0.06
80 0.92 0.18 0.78 0.09
90 0.79 0.12 0.74 0.04
100 0.70 0.09 0.70 0.09
Figure 5
Minimum ignition energy measured as a function of the oxygen mole concentration in a coaxial flow.
kifse-36-6-1-g005.jpg
하지만, JET A1 연료의 최소점화에너지는 동축류에 공급되는 순수 산소가 헬륨가스로 희석되는 경우 질소가스로 희석되는 경우에 비해 산소 몰농도가 낮아질수록 더욱 급격히 증가하는 것을 확인할 수 있다. 산소 가스가 질소 가스에 비해 헬륨 가스로 희석된 경우 점화 억제 능력의 차이를 비교하고 주어진 조건에서 점화 한계(ignitability limit) 범위를 살펴보기 위해서 Figure 6에 도시되어 있는 바와 같이 동축류 버너 팁을 기준으로 높이 방향으로 스파크 점화기의 위치를 조절해 가면서 Figure 5에서 측정된 최소 점화에너지를 인가하였다. 즉, 본 연구에 적용된 산화제 조성 조건에서 가장 적은 최소 점화에너지가 관찰되는 순 산소조건과 순산소 가스가 각각 질소가스와 헬륨가스로 희석된 경우 가장 많은 최소점화에너지가 요구되는 30% O2 몰농도 조건에서 측정된 최소점화에너지를 인가하였다. 그림에서 Z는 버너 팁 위쪽으로의 높이(height above burner, HAB), D는 버너 내축의 직경을 의미한다.
Figure 6
Dimensionless height above burner (HAB) configuration of ignitability tests.
kifse-36-6-1-g006.jpg
Figure 7은 주어진 산화제 조성환경에서 z/D 별로 최소점화에너지를 인가하여 점화가 성공한 경우의 확률 분포를 도시한 결과이다. 그림에서 Y축에 해당하는 점화 성공 확률 PI 는 측정 불확도와 아래의 식(3)과 같은 관계를 갖는다.
(3)
PI=J/N, Uncertainty=[PI(1PI)/N]1/2
Figure 7
Calculated ignition probability as a function of dimensionless HAB for given oxidant stream compositions.
kifse-36-6-1-g007.jpg
J는 성공적으로 점화가 이루어지는 경우이며, N은 점화실험 반복 수이다. 이 실험의 경우 동일한 지점에서 10회를 반복하여 점화확률을 계산하였으며, 50% 확률로 점화가 성공한 경우의 측정 불확도(measurement uncertainty)는 7.5%이다.
그림에서 볼 수 있는 바와 같이 버너 근처의 경우, 연료와 산화제가 혼합이 완전하지 않아 점화가 이루어지지 않으나, 축방향으로 점화원의 위치가 이동함에 따라 연료/산화제의 혼합이 증가되어 점화가 이루어지는 빈도도 급격히 증가한다. 특히 최소 점화에너지가 증가할수록 버너 근처에서의 점화 가능성도 높아지게 된다. 순산소 산화제 환경에서는 산화 열분해 반응의 용이성으로 인해 낮은 점화에너지로도 축방향으로 광범위한 점화 한계 범위를 갖게 된다. 질소나 헬륨가스로 산화제 환경이 희석되는 경우에 그림에서 불 수 있는 바와 같이 희석량이 증가할수록 축방향으로 점화 가능 영역이 줄어든다. 특히 헬륨가스로 치환된 경우 높은 최소 점화에너지에도 불구하고 좁은 점화 한계 영역이 관찰된다.
이와 같이 산화제 희석에 따라 증감하는 최소 점화에너지의 변화를 분석하기 위해 Figure 8에 제시된 강제 점화 해석 모델(12)을 통해 살펴보았다. 스파크 점화와 같이 포인트 점화원으로부터 강제 점화가 일어나기 위해서는 식(4)에 제시된 것처럼 연소반응으로 인해 발생되는 에너지 생성율(m˙‴FΔhcV )과 스파크로부터 생성되는 점화에너지 발생율(q˙‴V)이 주위로 전달되는 열손실에 의해 사라지는 에너지 손실율(hS(T - T)보다 커야 한다.
(4)
ρVcpdTdt=m˙FΔhcVgain+q˙VhS(TT)loss
Figure 8
Schematics of pilot ignition mechanism(12,13).
kifse-36-6-1-g008.jpg
식(4)에서 각각 ρ는 밀도 V 는 체적, q˙‴는 스파크 발생으로 인한 에너지 발생율, m˙‴F는 액체 연료의 질량소모율, Δhc은 연소열, h는 대류 열전달 계수, S는 표면적을 의미한다. 식(4)를 통해 드러나는 바와 같이 최소 점화에너지 크기는 점화 초기 생성된 화염 경계면의 제어 체적과 식(5)와 식(6)으로 지배받는 주위와의 열교환과 밀접한 관련이 있다.
(5)
NuD¯=2+(0.4ReD1/2+0.06ReD2/3)Pr0.4(μμs)1/4
(6)
h=NuD¯KD
식에서μ는 점성계수, Re는 레이놀즈 수, Pr은 프란틀 수, K는 열전도계수, D는 제어체적의 직경을 각각 의미한다. Figure 9에 제시된 바와 같이 동축류의 산소 가스가 헬륨가스로 희석된 경우 질소 가스 보다 빠른 화염 발달(화염전파)로 제어 체적이 보다 크고, 동축류 산화제에 헬륨가스의 희석량이 증가하면서 급격히 커지는 열전도 계수로 인해 주위로의 열손실이 증가함으로써 점화에 필요한 에너지도 급격히 증가하는 반면 점화 가능 범위는 줄어든 것으로 판단된다.
Figure 9
Control volume for flames developed after ignition under 50% O2 in N2 and He conditions.
kifse-36-6-1-g009.jpg

4. 결 론

본 연구에서는 한국형발사체(KSLV-II)의 지상운용과 발사과정 중 동체 내부에서 작동하는 연소기(가스발생기, 주엔진)에 공급되는 연료와 산화제의 특성을 반영한 실험분위기를 조성하여 실험을 수행하였다. 실험을 통해 각 분위기에 따른 최소점화에너지를 측정하고 확률을 통해 분석하였으며, 불활성기체가 최소점화에너지에 미치는 효과를 확인하고 고찰하여 다음과 같은 결과를 도출하였다.
  1. 확산화염 제트 버너의 동축류에 공급되는 산소 가스의 몰농도가 높아져 불활성가스의 희석효과가 감소하면 측정된 최소 점화에너지도 급격하게 감소하였고 순산소 조건에서 가장 쉽게 점화가 관찰되었다.

  2. 불활성가스의 희석없이 동축류에 순산소 가스만 공급되었을 때 점화 가능 영역이 가장 넓은 것을 확인하였다. 동축류에 공급된 불활성가스의 점화 억제력을 비교해 보면 헬륨가스로 희석되는 경우가 질소 가스로 희석되는 경우에 비해 산소 몰농도가 낮아질수록 최소 점화에너지가 급격히 증가시켜 보다 우수한 것을 확인할 수 있었다.

  3. 점화가 이루어지기 위해서는 스파크로부터 생성되는 점화에너지 발생율이 주위로 전달되는 열손실에 의해 사라지는 에너지 손실율보다 커야 한다. 즉, 최소 점화에너지의 변화는 점화 초기 생성된 화염 경계면의 제어 체적과 주위와의 열교환과 밀접한 관련이 있다.

후 기

본 연구는 2021년도 산업통상자원부의 재원으로 한국에너지기술평가원(KETEP)의 지원을 받아 수행된 연구과제입니다(No. 20215810100040). 아울러 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구입니다(No. 2020R1F1A1067754).

References

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