Measurements of Vibration and Pressure of an Oxidizer Pump for a 7-tonf Turbopump with a Modified Rear Floating Ring Seal

수정된 후방 플로팅 링 실을 적용한 7톤급 터보펌프 산화제 펌프의 진동 및 압력 측정

Abstract

In this paper, we present an experimental investigation of the frequency characteristics and a visual inspection of an oxidizer pump with a modified rear-floating ring seal for a 7-tonf turbopump. An oxidizer pump typically operates at high rotational speeds and under cryogenic conditions. Despite its low hydraulic efficiency, the floating ring seal is frequently employed as a leakage control solution for turbomachinery because it effectively reduces abrasion by friction. When the oxidizer pump starts up, the floating ring moves excursively but locks up stably against the pump casing when the contact pressure increases. The compressive force on the floating ring depends on the hydrodynamic forces induced by the flow through the floating ring. This force is controlled by the nose position of the floating ring. Based on a validation test for a 7-tonf turbopump with two types of floating rings, we concluded that the floating ring with a small diameter nose can move easily with a low contact pressure in the cooling path. This leads to instability of the pressure fluctuation around the floating ring. In contrast, a floating ring with a large diameter nose has a high contact pressure and attaches strongly to the casing, which causes wear and frictional oxidation between the contact surfaces of the impeller and the floating ring.

1. 서론

한국항공우주연구원에서 개발 중인 한국형 발사체(KSLV-II)는 터보펌프로 구동되는 액체 엔진을 탑재한 3단형 로켓으로 1단과 2단에는 75톤급 액체 엔진이 탑재되며 3단에는 7톤급 액체 엔진이 사용된다[1]. 터보펌프 방식의 액체 엔진은 작동 유체에 따라 극저온, 상온, 고온의 다양한 환경 조건에서 고속으로 회전하며 고압의 연료와 산화제를 연소기에 공급하므로 관련된 진동 및 추진제의 누설과 공동(cavitation)현상의 제어 등 과 같은 고도의 설계 기술이 필요하지만 엔진과 추진 기관의 경량화가 가능해 현재 대부분의 액체 로켓 엔진 구동 방식으로 사용되고 있다[2].

현재 나로우주센터에서 성능 검증 시험이 수행되고 있는 7톤 및 75톤 급 터보펌프는 산화제 펌프, 연료 펌프 및 터빈이 일렬로 연결되어 동력이 전달되는 일축식 원심형 펌프로 가스 발생기에서 공급되는 고온, 고압의 연소가스를 통해 터빈이 동력을 얻어 펌프를 구동하게 된다[3-4]. 이 중 액체 산소(LOX)를 매질로 사용하는 산화제 펌프와 케로신(kerosene)을 사용하는 연료 펌프는 각각 베어링을 냉각하기 위한 누설 유로가 펌프 내부에 구성되어 있다. 베어링 냉각 유량은 임펠러 출구압과 누설 유로 내부의 플로팅 링 실(floating ring seal)에 의해 조절되며 특히 플로팅 링의 크기와 형상 및 임펠러, 케이싱(casing)과의 간극에 따라 누설 유량과 터보펌프의 성능이 달라진다[5-9]. 일반적으로 플로팅 링의 형상, 간극 및 작동 환경 조건 등은 바꾸기 어려운 경우가 많으므로 플로팅 링 실의 누설 성능과 작동 안정성을 높이기 위해 플로팅 링 표면 가공 및 부가물 부착 등과 같은 다양한 방법이 시도되고 있다[10-11].

터보펌프 시동 구간에는 플로팅 링에 작용하는 유체력(hydrodynamic force)이 작으므로 플로팅 링은 임펠러와 펌프 케이싱의 상대 회전 운동에 의해 작동 매질 내에 부유하여 자유롭게 움직이지만 정격 회전 속도에서는 증가한 유체력에 의해 플로팅 링이 적절한 편심 위치를 스스로 찾아 펌프 케이싱에 밀착되어 누설 유량을 제어하게 된다[8]. 이 때 플로팅 링은 케이싱에 접촉한 상태이지만 플로팅 링 노즈(nose)의 크기 및 위치 최적화를 통해 플로팅 링이 적절히 설계된 경우 펌프 작동에 따른 로터의 진동이 플로팅 링 내경에 작용하는 유체력을 지속적으로 변화시켜 로터의 진동과 플로팅 링의 움직임을 동기화시킨다. 이 경우 플로팅 링 노즈와 케이싱 사이에는 마찰에 의한 긁힘이 발생할 수 있지만 플로팅 링은 로터의 움직임에 맞추어 지속적으로 안정된 자리를 잡으며 기밀을 유지할 수 있다. 하지만 플로팅 링 노즈와 케이싱의 접촉압(contact pressure)이 과도하게 큰 경우 플로팅 링 반경 방향으로 작용하는 유체력이 노즈와 케이싱의 마찰력을 극복할 수 없으므로 케이싱에 고정된 플로팅 링은 로터 진동에 의한 마모와 파손의 위험성이 증가하게 된다[12-14].

본 연구에서는 터보펌프 실매질 시험설비에서 수행된 7톤급 터보펌프 성능 시험을 통해 계측된 산화제 펌프 누설 유로에 설치된 정압(static pressure) 센서 및 펌프 입, 출구 배관의 압력 섭동 (pressure fluctuation) 센서의 신호를 분석하여 플로팅 링 노즈의 설계 변경에 따른 플로팅 링 실의 주파수 특성과 시험 후 플로팅 링 실의 외관 조사를 통한 마찰 흔적에 대해 기술하였다.

2. 산화제펌프 구성 및 시험 방법

7톤급 터보펌프의 인듀서, 임펠러, 벌류트를 포함한 터보펌프의 구성 및 플로팅 링을 포함한 누설 유로와 정압 센서의 계측 위치를 Fig. 1에 나타내었다. 산화제펌프의 인듀서는 3개의 날개로 구성되어 있으며 임펠러는 주 날개 6개, 보조 날개 6개로 구성되어 있다. 인듀서와 임펠러를 지지하기 위한 베어링은 전, 후방에 각각 1개씩 설치되며 베어링 냉각 및 임펠러의 누설을 제어하기 위한 전, 후방 누설 유로는 플로팅 링과 함께 펌프 내부에 자리잡고 있다.

Fig. 1. Layout of 7-tonf oxidizer pump and components.

적용된 산화제펌프 후방 플로팅 링의 형상은 Fig2과 같으며 일단 터보펌프가 작동하면 임펠러 출구 방향의 상류 압력이 크게 증가하므로 플로팅 링은 우측으로 이동하여 플로팅 링 노즈와 케이싱 벽면이 접촉하게 된다. 이때 노즈의 위치와 크기에 따라 플로팅 링에 작용하는 유체력이 달라지게 되며 플로팅 링 주변의 유체 압력을 알면 노즈의 위치와 폭, 높이 선정을 통해 노즈와 케이싱 벽면 사이의 접촉압을 결정할 수 있다.

Fig. 2. Pressure forces acting on the rear floating ring of oxidizer pump.

Fig. 2의 압력 분포와 같이 플로팅 링 노즈의 상부는 고압의 임펠러 출구압이, 노즈의 하부는 저압의 누설 유로 후방 압력이 작용하며 플로팅 링과 케이싱 및 임펠러 사이의 간극에는 상류와 하류의 유체가 섞여 일반적으로 고압과 저압 사이의 선형적인 압력 분포를 가지게 된다. 따라서 노즈의 직경이 증가할수록 노즈 하부의 저압 영역이 증가하여 노즈와 케이싱 사이의 접촉압은 증가한다. 플로팅 링 노즈와 케이싱 사이의 마찰력은 노즈와 케이싱 사이의 접촉압과 비례하게 되며 이는 로터나 케이싱의 진동으로 발생한 임펠러와 플로팅 링 사이의 간극 변화에 의한 플로팅 링 반경 방향의 유체력을 억제하는 역할을 한다. 일반적으로 터보펌프가 작동하고 있을 때 케이싱과 접촉된 플로팅 링은 움직이지 않고 그 자리에 고정되어 있는 것이 누설 유량 제어에는 유리하나 로터나 케이싱의 진동이 큰 경우 플로팅 링이 케이싱에 고정되어 있으면 로터와 플로팅 링 사이의 마찰에 의한 마모와 충격이 플로팅 링에 발생하여 플로팅 링의 구조 안정성에 나쁜 영향을 미치게 된다[12].

플로팅 링의 직경과 형상 및 노즈의 폭과 높이는 동일하며 노즈의 직경만 다른 두 개의 플로팅 링에 대해 터보펌프 실매질 성능 시험이 수행되었다. 적용된 플로팅 링의 정보는 Table 1에 나타내었고 노즈의 높이, 외경, 내경의 길이는 플로팅 링의 외경으로 무차원화 되었다.

Table 1. Specification of floating ring seals

누설 유로 내의 정압 센서는 임펠러 출구, 플로팅 링 후방 및 베어링 후방에 설치되어 있으며 압력 섭동 센서는 펌프의 입구 및 출구 배관에 설치되어 산화제의 정압 및 변동 압력을 계측하게 된다. 실매질 시험설비에 장착된 터보펌프와 산화제 펌프의 입, 출구 배관 압력 섭동 센서의 부착 위치와 사양은 Fig.3에 나타내었으며 압력 섭동 센서는 ICP 타입의 센서가 사용되었다.

Fig. 3. Pressure fluctuation sensors on LOX pump and 7-tonf turbopump real-propellant test facility.

실매질 시험의 압력 섭동 신호 계측 장비는 NI사의 PXIe-4499이며, 25.6 kHz의 샘플율(sampling rate)로 압력 섭동 신호를 계측하였다. 누설 유로 내 정압 센서는 1,000 Hz의 샘플율로 정압 신호를 계측하였다. 측정된 신호는 0.5초 간격, 주파수 분해능 2 Hz 간격으로 푸리에 변환(fourier transform)이 수행되었으며 압력 섭동 신호는 2-10,000 Hz, 정압 신호는 2-500 Hz의 대역통과필터(band pass filter)를 적용하여 주파수 분석 작업이 이루어졌다.

3. 시험 결과 분석

두 가지 플로팅 링에 대한 터보펌프 산화제 입, 출구 배관의 압력 섭동 신호에 대한 분압파형도(spectro-gram)를 Fig. 4-5에, 임펠러 출구와 플로팅 링 후방 및 베어링 후방의 정압 및 분압파형도를 Fig. 6-9에 나타내었다.

Fig. 4. Spectrogram of LOX inlet pressure fluctuation(FOIP).

Fig. 5. Spectrogram of LOX outlet pressure fluctuation(FOEP).

Fig. 6. Comparison of static pressures in cooling path.

Fig. 7. Spectrogram of impeller exit static pressure(LP115).

Fig. 8. Spectrogram of rear floating ring seal static pressure(LP113).

Fig. 9. Spectrogram of rear bearing static pressure(LP114).

플로팅 링 노즈의 위치와 관계없이 산화제 입구 배관에서는 회전수 성분(1배수)과 함께 인듀서 날개 특성을 반영하는 3, 6배수의 고조파(harmonics) 성분을 비롯하여 배관 등의 설비 특성으로 보이는 다양한 특성 대역의 주파수 성분들이 함께 나타나며, 출구 배관에서는 회전수 성분과 함께 2, 3, 4, 5, 6배수의 고조파 성분이 관찰된다. 이와 함께 인듀서 날개 위에 주로 발생하는 선회 캐비테이션에 의한 특이 주파수 성분이 입구 배관에서는 회전수의 0.6배수로, 출구 배관에서는 각각 회전수의 1.2배수와 1.8배수의 특성 주파수로 관측된다.

한편 노즈의 직경이 작은 플로팅 링 실을 적용한 시험에서는 플로팅 링에 의한 300-400 Hz 사이의 특이 주파수 성분과 이 주파수 성분의 2-6배수의 고조파 성분들이 시험 시작 후 약 110초까지 강하게 발생한 후 사라진다. 고조파 성분 중 1, 2배수 성분과 5, 6배수 성분은 상대적으로 강하게 나타나며 3, 4배수 성분은 약하게 나타난다. 이 주파수 성분들은 후방 플로팅 링 실의 불규칙한 진동 혹은 불안정한 자리 잡음으로 인한 플로팅 링 실 전, 후방의 유체 섭동에 의해 발생하는 것으로 여겨진다. 플로팅 링에 의한 특이 주파수 성분은 터보펌프 시동 초기에는 터보펌프의 회전수보다 높은 주파수를 보이지만 시험 시작 50초 이후부터는 회전수보다 작게 계측이 된다. 이러한 현상은 로터와 접촉되어 있던 플로팅 링이 터보펌프의 시동 시 강한 구동력에 의해 가진되어 터보펌프의 회전 속도보다 빠르게 움직이다가 터보펌프가 정상 회전 속도에 이르면 로터의 주기적인 진동과 동기화된 유체력에 의해 일정한 특이 주파수로 움직이게 되며 이후 상류 압력의 증가로 플로팅 링이 케이싱 벽에 부착되면서 움직임을 멈추기 때문으로 판단된다.

반면에 노즈의 직경이 큰 플로팅 링 실의 경우 200-300 Hz 사이의 특이 주파수 성분이 약 10초간 짧게 나타났다가 사라지며 이와 연관된 고조파 성분도 매우 약하게 관측된다. 이는 노즈 직경의 증가로 인해 플로팅 링과 케이싱 벽면 사이의 접촉압에 비례하는 마찰력이 상대적으로 증가하여 터보펌프 초기 시동 시 발생하는 플로팅 링의 불안전한 거동이 빠른 시간 내에 안정화되며 케이싱 벽면에 플로팅 링이 고정되기 때문이다.

시험 중 누설 유로 내의 임펠러 출구(LP115)와 플로팅 링(LP113) 및 2번 베어링(LP114) 후방의 시간에 따른 정압 변화는 Fig. 6에서 확인할 수 있으며 플로팅 링에 의한 불안정한 거동이 발생하는 경우 플로팅 링의 노즈 위치와 관계없이 임펠러 출구와 플로팅 링 후방의 정압은 불규칙한 섭동이 강하게 나타난다. 또한 플로팅 링과 2번 베어링 후방의 정압은 정상 상태보다 낮은 압력 분포를 보이고 있으며 이후 플로팅 링이 안정화되면 압력 섭동이 줄어들고 정압이 정상 상태로 회복된다. 정압 그래프에서 플로팅 링의 이상 현상이 나타나는 구간은 입, 출구 배관의 압력 섭동 신호에서 나타나는 특이 주파수 발생 구간과 같으며 시간에 따른 특이 주파수의 패턴 과 정압 곡선의 형상도 동일하다.

임펠러 출구, 플로팅 링 및 2번 베어링 후방의 정압에 대한 주파수 분석은 낮은 샘플율로 인해 500 Hz까지 수행되었다. 입, 출구 배관의 압력 섭동신호와 유사하게 노즈 직경이 작은 플로팅 실의 경우 플로팅 링에 의한 300-400 Hz 사이의 특이 주파수 성분이 110초까지 강하게 나타나며 노즈 직경이 큰 플로팅 실은 200-300 Hz 사이의 특이 주파수 성분이 약 10초간 짧게 나타난다. 다만 플로팅 링과 상대적으로 먼 베어링 후방의 정압 신호는 이러한 현상이 매우 약하게 관측된다.

한편 플로팅 링의 이상 거동 구간에서 10Hz 이하의 저주파 신호는 정압 주파수 그래프에서만 관찰되며 플로팅 링의 특이 주파수 신호가 사라지는 순간 강한 충격 신호(impulse)가 나타난다. 이는 플로팅 링실이 안정화되기 전에 나타나는 케이싱 벽면과의 마찰 및 상류 압력 증가로 인해 플로팅 링이 케이싱에 고정되는 순간 부딪혀서 발생하는 충격에 의한 것으로 판단된다.

7톤 터보펌프 실매질 시험에서 계측된 케이싱의 진동 변위를 Fig. 10에 나타내었으며, 계측된 진동 변위 폭은 약 0.2-0.3 mm로 이는 플로팅 링과 임펠러 사이의 평균 간극인 0.17 mm보다 크다. 이는 터보펌프 작동 시 상류 압력에 의해 플로팅 링이 케이싱 벽면에 강하게 접촉되어 있으면 로터 및 본체의 진동에 의해 플로팅 링 내벽이 로터에 체결된 임펠러와 지속적으로 부딪히며 충격을 받을 수 있음을 의미하며, 플로팅 링의 안쪽 면에서는 강한 마찰 흔적이 나타날 수 있다. 하지만 플로팅 링이 케이싱 벽면에 약하게 접촉된 경우 로터나 케이싱 진동에 의해 유기된 플로팅 링 내경에 작용하는 유체력이 플로팅 링과 케이싱 사이의 마찰력을 극복하며 플로팅 링이 작동 매질 내에서 적절한 편심 위치를 찾아 이동할 수 있게 해 준다. 이 경우 케이싱과 접촉된 상태에서 플로팅 링이 움직이므로 플로팅 링 노즈와 케이싱 벽면에는 마찰 흔적이 남을 수 있다.

Fig. 10. Vibration displacement of LOX pump casing.

Fig. 11의 좌측은 노즈 직경이 작은 플로팅 링의 시험 후 외관 사진이며 우측은 노즈 직경이 큰 플로팅 링의 외관 사진이다. 노즈의 직경이 작은 플로팅 링의 경우 주로 케이싱과 접촉하는 노즈 면에서 긁힘과 마모가 나타났으며 이는 플로팅 링이 임펠러보다는 주로 펌프 케이싱에 부딪히며 움직였음을 유추할 수 있다. 반면에 노즈의 직경이 큰 플로팅 링의 경우 노즈 접촉면에는 약한 마찰 흔적이 보이지만 플로팅 링 내경과 임펠러 외경의 접촉면에서는 짙은 색의 금속 산화 현상이 관측되었다. 이러한 흔적은 플로팅 링이 고속으로 회전하는 임펠러의 외경과 지속적으로 마찰한 것을 의미한다. 이러한 외관 상태는 노즈의 위치와 연관된 접촉압과 마찰력 변화로 인한 플로팅 링의 불안전 거동으로 발생하는 플로팅 링의 압력 섭동 주파수 특성과 잘 부합된다. 즉 노즈 직경이 작은 경우 플로팅 링의 접촉압과 마찰력이 작으므로 주변 유체 섭동에 의해 플로팅 링이 쉽게 안정화되지 못하며 이와 관련된 압력 섭동이 오랫동안 강하게 나타나 매질을 따라 주변으로 전파된다. 하지만 노즈 직경이 큰 경우 플로팅 링이 빠른 시간 내에 펌프 케이싱에 자리를 잡으므로 누설 유로 내의 작동 유체에 대한 간섭은 최소화되고 관련된 압력 불안정성도 줄어들지만 높은 접촉압으로 인해 플로팅 링의 자세 변경이 어려워 임펠러 벽면과의 마찰이 심해지며 이로 인해 발화의 위험성은 커지게 된다. 이러한 금속 산화 현상은 회전 속도가 증가할수록 발생 가능성이 증가하며 특히 작동 매질이 반응성이 매우 높은 액체 산소인 경우 발화에 의해 큰 사고가 발생할 수 있으므로 주의가 필요하다.

Fig. 11. Visual inspection of LOX pump rear floating rings. 

4. 결론

노즈 위치에 따른 플로팅 링 실의 정압 및 압력 섭동에 대한 주파수 특성과 작동 성능을 확인하기 위해 노즈의 직경이 다른 두 가지 플로팅 링 실에 대한 터보펌프 실매질 시험이 수행되었다. 시험을 통해 계측된 입, 출구 배관의 압력 섭동 및 누설 유로내의 정압 신호에 대한 주파수 분석과 시험 후 분해된 플로팅 링의 외관 비교 조사를 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

1. 압력 섭동 및 정압 신호에 대한 주파수 분석 결과 플로팅 링 노즈의 위치와 관계없이 회전수 성분과 이와 관련된 고조파 성분들이 강하게 나타나며 선회 캐비테이션에 의한 특이 주파수 성분(회전수의 0.6배, 1.2배, 1.8배)들이 공통적으로 관측된다.

2. 노즈 직경이 작은 플로팅 링은 유체에 의한 접촉압이 작으므로 로터나 케이싱의 진동과 같은 외력에 의한 플로팅 링의 이동성이 높다. 따라서 지속적인 마찰에 의한 발화의 위험성은 낮지만 안정된 자세 제어가 어려우며 이와 관련된 강한 압력 섭동이 나타날 수 있다.

3. 노즈 직경이 큰 플로팅 링의 경우 유체에 의한 접촉압이 크기 때문에 플로팅 링이 쉽게 자리를 잡고 안정화되지만 로터나 케이싱의 진동에 의한 마찰로 인해 플로팅 링의 마모 및 파손의 위험성과 발화 가능성이 증가한다.

4. 노즈 직경이 작은 플로팅 링은 케이싱 벽면과 마주한 노즈 접촉면에서 마찰 흔적이 주로 나타났으며 노즈 직경이 큰 플로팅 링의 경우 임펠러와 접촉되는 플로팅 링 내경 면에서 마찰에 의한 강한 산화 현상이 발생하였다. 이를 통해 플로팅 링의 접촉압과 마찰력은 노즈의 위치에 따라 민감하게 바뀌며 노즈의 위치 선정이 플로팅 링의 거동 안정성에 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있다.

향후 본 연구의 결과는 고속으로 작동하는 유체 기계에 장착된 플로팅 링 실의 특성 파악 및 최적 설계를 위한 기초 자료로 유용하게 활용될 수 있을 것으로 기대된다.