극저온 유체 공급관 냉각 기술에 대한 실험적 연구

Experimental Investigation of Cryogenic Line Chill-down Technology by Liquid Nitrogen

김 서 정, 박 창 기, 이 천 규, 조 혁 진, 정 상 권

Lingxue Jin, Changgi Park, Cheonkyu Lee, Hyokjin Cho, Sangkwon Jeong

한국과학기술원 기계공학과

Dept. of Mechanical Eng., KAIST

Abstract	:	Cryogenic propellants must be fed into rocket engines steadily in a subcooled state to avoid cavitation phenomena; therefore, the line chill-down process is significantly important in the cryogenic  operation of space vehicles. Generally, some portion of the initially transported cryogenic liquids are used as the coolant to chill down the transfer line. Minimizing the line chill-down time and the consumption of the cryogenic propellant during the line chill-down is the main issue. In this study, the cryogenic line chill-down experiments are conducted on a 12.7 mm outer diameter, 1.25 mm wall thickness and 7 m long stainless steel horizontal pipe with liquid nitrogen (LN2). The pipe is vacuum jacketed to reduce heat inleak from room temperature environment to the cryogenic liquid. The temperature and the pressure profiles of the chill-down line are obtained at the location 6 meters away from the pipe inlet under various mass flow rates. The history of the transient temperature, the pressure and the mass flow rate are analyzed and presented for one representative pipe line geometry.

Keywords	:	cryogenic propellant, line chill-down, two-phase flow, heat transfer coefficient

I. 서론

제16회 우주발사체기술 심포지움, 2016. 8. 11

제16회 우주발사체기술 심포지움, 2016. 8. 11

액체수소, 액체산소와 같은 극저온 유체는 우주 발사체의 연료 및 산화제로 많이 사용되고 있다. 현재 개발중인 한국형 발사체(KSLV-II)에서도 액체산소를 산화제로 사용한다. 액체 추진제 발사체는 고체 추진제 발사체에 비하여 추력 조절 제어가 용이하고 비추력이 크며 추진제를 별도의 탱크에 저장하기 때문에 저장량에 따라서 연소 시간도 연장할 수 있는 등 장점이 있다 [1]. 하지만 시스템상의 구조가 복잡하며 극저온 유체의 저장, 충진, 운반, 단열, 냉각, 공급 등 종합적인 관리 및 운용 기술이 수반되어야한다. 연료로 사용되는 극저온 추진제가 주입되는 엔진 입구부는 모든 비행시간에 걸쳐 극저온 추진제의 공급 온도로 안정적으로 유지되어야 한다. 냉각 과정이 정상적으로 이루어져야 액체 추진제에서 기포가 발생하는 공동화 현상이 최소화되며 엔진에는 액체 상태의 극저온 추진제만 공급이 되어야 안정성이 확보된다. 따라서 정상적인 추진을 위하여 극저온 추진제를 엔진의 터보펌프에 공급하기 전, 공급 및 저장 시스템의 효율적인 냉각 과정은 필수적이며 따라서 냉각 과정에서 추진제 손실이 최소화되며 동시에 냉각 시간이 정확히 예측되는 것이 중요하다.

극저온 추진제 운송배관의 초기 과도 냉각 과정에서 뜨거운 배관 벽면과 차가운 유체간의 큰 온도 차이에 의해 많은 양의 기화 현상이 일어난다. 따라서 운송배관의 벽면이 냉각될 때 극저온 유체의 비등 현상으로 인하여 기체상의 환형 막(annular film)에 액상 유동이 둘러싸여진 역환형 유동(inverted annular flow)을 발생시킨다. 기체 막(vapor film)에 의하여 단열된 상황의 액상 유동이 배관의 굴곡부 혹은 장애물 등의 접촉할 경우, 압력 불규칙 현상(pressure surge)을 일으킨다. 따라서 이러한 초기 냉각 구간에서의 극저온 이상 유동의 유동 형상(flow pattern)과 압력 불규칙 현상(pressure surge)의 해석이 공급계의 설계에 반영되어야한다.

극저온 추진제 운송배관에서 일어나는 복잡한 물리적 현상을 알아내기 위해 지금까지 많은 연구들이 이루어져왔다. 1995년, M. V. Krishnamurthy는 다양한 운송배관 진공도와 액체질소의 공급압력 조건에서 냉각 시간을 측정하였다 [2]. 2004년, N. T. Van Dresar는 액체질소를 이용하여 극저온 액체의 소모량을 최소화하는 유체 질량유량을 측정했다 [3]. 2007년, Yuan 등은 실험적 연구를 통해 작은 유체 질량유량 조건에서 유체의 유동 형상과 열전달 특성을 확인하였다 [4]. 2012년, Baek 등은 액체질소를 이용한 배관 냉각 실험을 수행하였고, 냉각 시간을 예측하는 모델을 제시하였다 [5]. 2015년, Jijo Johnson은 배관의 방향과 유체의 질량유량에 따른 냉각 특성을 분석하였다 [6]. 극저온 유체 운송 배관 냉각 과정에 대한 정확한 예측을 위해 다양한 유량, 압력, 배관 방향 등 조건에서의 실험 데이터가 필요하다. 지금까지의 선행 연구들을 조사해 본 결과, 액체 질소의 질량 유량이 100 kg/m2 이하인 조건에서의 수평 배관 냉각에 대한 실험 데이터가 아주 미비하다.

본 연구에서는 액체 질소를 작동 유체로 하고, 길이 7 m, 외경 12.7 mm의 수평 배관을 이용하여 액체 질소 배관 냉각 실험을 수행하였고, 액체 질소의 질량 유량 범위는 19 kg/m2s - 49 kg/m2s 이다. 배관 냉각 과정에서의 측정한 온도, 압력, 질량유량 등 데이터를 이용하여 열전달 특성을 살펴보았다.

II. 실험장치

본 연구에서 사용된 실험장치의 개략도를 그림 1에 나타내었다. 실험 장치는 주로 분기 배관(by-pass line)과 측정 배관(test line)으로 이루어졌다. 본 연구에서 배관 냉각 냉매로 사용되는 액체질소는 170 L 자동 여압 탱크(self-pressurized tank)에서부터 공급된다. 과냉각기(subcooler)는 상압의 액체질소 욕조(LN2 bath)로 제작되었고, 액체질소 탱크에서 공급되는 고압의 액체질소와 열 교환을 통해 측정 배관 입구에 고압의 과냉각 액체질소를 공급하는 목적으로 사용된다. 측정 배관 냉각 전 액체 질소를 충분히 냉각시키기 위해 분기 배관의 밸브(valve)3을 열고, 밸브2를 잠근다. 측정 배관의 입구 온도(T1)가 입구 압력(P1)에서의 액체질소 과냉온도까지 도달한 후 밸브3을 잠그고, 밸브2를 연다.

그림 1. 배관 냉각 실험 개략도

Fig.	1.	Schematic of experimental apparatus for cryogenic line chill-down

그림 2. 측정 배관 개략도 및 센서 위치

Fig.	2.	Schematic of test line and locations of sensors

표	1.	측정 배관의 사양

Table	1.	Specification of test line

	Inner pipe	Outer pipe
Material	Stainless steel 304
Outer diameter, OD [mm]	12.7	25.4
Wall thickness, th [mm]	1.25	1.50
Length, l [mm]	7000
Thermal insulation method	Vacuum P<0.5 mTorr

측정 배관의 개략도와 온도 및 압력 측정 센서의 위치를 그림 2에 나타내었다. 측정 배관의 자세한 사양은 표 1과 같다. 측정 배관은 7 m의 스테인레스 스틸(stainless steel) 이중 배관으로 만들어졌다. 유체 운송 배관 외부에는 진공층을 설치하여 외부에서의 열유입을 최소화 하였다. 진공층의 진공도는 약 0.5 m Torr 이므로 대류열전달을 무시할 수 있다. 유체 운송 배관의 외경은 12.7 mm 이고 두께는 1.25 mm 이다. 진공층 배관의 외경은 25.4 mm 이며 두께는 1.5 mm 이다. 측정 배관의 입구 및 입구에서부터 5.5 mm 위치(위치 A)에서 유체의 온도(T1, T2)를 측정하였고,  위치A와 입구에서부터 6.0 mm 위치(위치 B)의 벽면온도(T3, T4)도 측정하였다. 배관 내부의 압력은 배관 입구(P1), 배관 출구(P3) 및 위치 A(P2)에서 각각 측정하였다. 측정 배관을 통과한 유체는 밸브 2를 지나 대기로 배출된다.

Ⅲ. 실험 결과

액체질소를 이용한 배관 냉각 실험은 액체질소 용기의 압력을 변경하여 다양한 배관 압력 및 액체질소 질량유량 조건에서 진행하였다. 각 실험 조건은 아래 표 2와 같다. 측정 배관의 입구와 출구의 평균 압력을 통해 배관 내부의 압력 강하가 아주 작음을 알 수 있다. 액체 질소의 질량유량은 압력에 의해 결정되므로 질량유량의 미세한 조절은 이루어지기 어렵다. 각 실험 조건에서의 온도 측정 결과를 그림 3.에서 나타내었다. 측정 배관 입구의 온도(T1)는 냉각 과정 초기부터 액체 질소 과냉 온도를 유지하는 것을 볼 수 있다. 반면 T2, T3, T4는 상온에서부터 액체질소 포화온도부근까지 서서히 냉각되는 변화과정을 관찰할 수 있다. 위치 A의 유체온도와 벽면 온도를 비교 해볼 때, 냉각과정 초기에는 거의 비슷한 속도로 변화하는 것을 볼수 있으나 T2가 약 180 K 부근에서부터 급격하게 감소하면서 유체와 벽면의 온도차이가 크게 발생한다. T2가 액체질소 온도 부근에서 정상 상태에 도달하게 될 때 위치 A에서 액상의 질소가 흐르기 시작하고 단상의 기체유동에서 이상 유동 구간이 시작된다. 위치 B에서의 배관 냉각 과정은 위치 A에서와 비슷한 규칙을 나타낸다. 각 실험 조건에서의 온도 변화 규칙은 비슷하나 압력 증가에 따라 냉각 시간이 짧아지는 것을 볼 수 있다. 그림 4는 각 실험에서 위치 A의 벽면 냉각 시간을 비교한 그래프다.

표	2.	각 실험에서의 압력 및 질량유량 조건

Table	2.	Experimental conditions in several cases

	P1 avg. [kPa]	P3 avg. [kPa]	mass flow rate avg. [g/s]
Case 1	176	175	1.6
Case 2	255	253	2.5
Case 3	293	291	3.6
Case 4	315	313	3.7
Case 5	433	429	4.0

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

그림 . 3. (a) Case 1, (b) Case 2, (c) Case 3, (d) Case 4, (e) Case 5에서의 온도 측정 결과

Fig. 3. Temperature data in (a) Case 1, (b) Case 2, (c) Case 3, (d) Case 4, (e) Case 5

그림 . 4. T3의 변화 비교

Fig. 4. Comparison of T3 in 5 cases

IV. 열전달 특성 분석

극저온 유체 운송 배관 냉각 과정에서 발생하는 열전달 특성은 냉각 과정을 이해 및 예측하는데 아주 중요하다. 배관 냉각 과정에서 이상 유동 열전달 계수(heat transfer coefficient)는 아래의 식 (1)로부터 계산된다.

(1)

Ti는 유체 운송 배관 내벽의 온도이고, Tsat는 유체의 포화온도(saturation temperature)이며, 이상 유동에서 유체의 온도를 대표한다. qi“는 배관 내부로 유입되는 열 유속(heat flux)이다. 그림 5는 측정 배관의 절단면을 나타내었다. Ti 및 qi“는 실험을 통한 측정이 어려우므로 본 연구에서는 Burggraf가 제시한 역 문제 해결 방법(inverse problem solving method)을 이용하여 계산하였다[7]. Ti 와 qi“의 계산식은 식(2)와 식(3)과 같다.

그림. 5. 측정 배관 절단면

Fig. 5. Cross section of pipe line

(2)

(3)

측정 배관에 진공 단열층이 존재하므로 본 연구에서는 외부에서의 열 유입을 무시하였다. 그림 6과 그림 7은 측정 배관 냉각 과정에서 위치 A의 열 유속과 열전달 계수의 변화를 나타내었다.

그림 5. 위치 A에서 배관 내벽 온도 과열도에 의한 열 유속 변화

Fig. 5. Inner wall heat flux of the location A versus inner wall temperature overheat

그림 6. 위치 A에서 배관 내벽 온도 과열도에 의한 열전달 계수 변화

Fig. 6. Inner wall heat transfer coefficient of the location A versus inner wall temperature overheat

각 실험에서의 임계 열 유속(critical heat flux)을 비교해 보면 큰 차이가 없다는 것을 볼 수 있다. 천이 비등(transient boiling) 및 핵 비등(nucleate boiling)영역에서의 열 유속도 값도 거의 유사 할 뿐만 아니라 열 유속 곡선도 거의 일치한 것을 알 수 있다. 또한 최소 열 유속(minimum heat flux)이 나타나는 Leidenfrost 지점은 벽면의 과열도가 약 50 K인 온도에서 거의 동일하게 나타난다. 반면 냉각 초기, 즉 벽면의 과열도가 높은 상황에서의 기체 강제 대류 열전달 영역과 막 비등(film boiling)영역에서는 질량유량이 클 때 열 유속이 상대적으로 큰 것으로 보인다. 이는 유체의 질량유량이 큰 상황에서 냉각 시간이 짧아지는 가장 중요한 원인이라고 할 수 있다.

그림 7에서 나타낸 열전달 계수 곡선의 특징은 앞서 설명한 열 유속 곡선과 거의 비슷하다. 한 가지 다른 점은 초기 냉각과정에서 기체 단상 유동 일 때 열 유속은 벽면의 과열도 감소에 따라 커지고 이상 유동(막 비등)으로 전이 하면서 열 유속 값은 감소하는 특성을 보였다. 하지만 기체 강제 대류의 열전달 계수 값은 열 유속과 반대로 벽면 과열도의 감소에 따라 작아지고, 막 비등의 열전달 계수는 아주 작은 수치로 거의 일정하게 유지된다.

V. 결론

본 연구에서는 수평 배관 냉각 실험을 통해 극저온 유체의 운송 배관 냉각 과정을 모사하였다. 실험에서 사용된 측정부의 길이는 7 m이고, 배관 외경은 12.7 mm 이며 배관 두께는 1.25 mm이다. 극저온 유체로 상압에서의 포화온도가 77 K인 액체 질소를 사용하였고, 액체 질소 공급 탱크의 압력을 조절하여 배관 내부의 압력 및 액체 질소의 질량 유량을 변화시켰다. 총 5번의 실험을 통해 배관이 상온에서부터 액체 질소 온도까지 변화하는 과정에서의 배관 및 유체의 온도, 배관 내부의 압력, 유체의 질량 유량의 변화 특성을 알아내었고, 이를 토대로 열 유속 및 열전달 계수 등을 도출하여 열전달 특성을 분석하였다. 이는 극저온 유체 운송 배관의 선 냉각 과정을 정확히 예측하는 데에 있어 아주 중요한 선행 연구이다.

후기

본 연구는 2013년도 미래과학부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행한 연구 과제입니다. (NRF-2013-042033)

참고문헌

[1]	홍용식, “우주추진공학”, 청문각, 1990.

[2]  M. V. Krishnamurthy et al., “Experimental studies on cool-down and mass flow characteristics of a demountable liquid nitrogen transfer line,” Cryogenics, vol. 36, pp. 435-441, 1995.

[3]  N. T. Van Dresar and J. D. Siegwarth, “Cryogenic transfer line chilldown,” AIP Conf. Proc., vol. 49, pp. 308-315, 2004.

[4] Kun Yuan et al., “Cryogenic chilldown process under low flow rates,” Internaltional Journal of Heat and Mass Transfer, vol. 50, pp.4011-4022, 2007.

[5] Seungwhan et al., “Cool-down characteristics of liquid nitrogen transfer line,”The 8th KSME-JSME Thermal and Fluids Engineering Conference, 2012.

[6]  Jijo Johnson and S. R. Shine, “Transient cryogenic chill down process in horizontal and inclined pipes,” Cryogenics, vol. 71, pp. 7-17, 2015.

[7]  O. R. Burggraf, “An exact solution of the inverse problem in heat conduction theory and applications,” ASME Journal of Heat Transfer, vol. 86, pp. 373-380, 1964.