[ Article ]

Transactions of the Korean Society of Automotive Engineers - Vol. 33, No. 7, pp.523-532

ISSN: 1225-6382 (Print) 2234-0149 (Online)

Print publication date 01 Jul 2025

Received 03 Jan 2025 Revised 09 Mar 2025 Accepted 10 Mar 2025

DOI: https://doi.org/10.7467/KSAE.2025.33.7.523

Hydrogen Solenoid Check Valve 내부 유로 최적화에 따른 Exergy 손실 분석

장선민¹⁾ ; 서현규^*^{, 2)}

1)국립공주대학교 기계공학과
2)국립공주대학교 기계자동차공학부

A Study on the Exergy Loss in the Hydrogen Solenoid Check Valve with Optimized Internal Flow Paths

Sun Min Jang¹⁾ ; Hyun Kyu Suh^*^{, 2)}

1)Department of Engineering, Kongju National University, Chungnam 31080, Korea
2)Division of Mechanical and Automotive Engineering, Eco-Sustainable Energy Research Institue, Kongju National University, Chungnam 31080, Korea

Correspondence to: ^*E-mail: hksuh@kongju.ac.kr

Copyright Ⓒ 2025 KSAE / 236-04
This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License(http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium provided the original work is properly cited.

Abstract

Hydrogen refueling in a cryogenic and high-pressure environment causes turbulence inside the check valve, and hydrogen with high turbulent kinetic energy shows turbulent dissipation due to an energy cascade process. Moreover, the internal temperature rises due to the Joule-Thomson effect of hydrogen under cryogenic temperature conditions, while irreversible energy loss occurs during the throttling process. In this study, the RANS-based Realizable k - ε model is applied to reduce the irreversible energy losses of the check valve, and the nozzle distance(N_D) and fillet(R) geometry change conditions in the operating section are considered. Then, the turbulent dissipation rate, generated entropy, temperature, and exergy losses were compared with the basic geometry condition to analyze the system efficiency of the check valve. The results of the analysis show that the R = 0.3 mm condition is the design factor that causes the decrease in efficiency due to the temperature difference of up to 5 K and the increase in entropy generation and exergy loss. Furthermore, the design factor with the maximum system efficiency is determined as the design factor with the decrease in exergy loss by 15.08 % and 13.59 % as the size of N_D increases.

Keywords:

Entropy generated, Exergy, Hydrogen solenoid check valve, Hydrogen stroage system, Turbulent characteristics, Turbulent dissipation rate

키워드:

엔트로피 생성, 엑서지, 수소 솔레노이드 차단 밸브, 수소 저장 시스템, 난류 특성, 난류 소산율

1. 서 론

수소를 동력원으로 사용하는 수소연료전지자동차(FCEV)는 수소와 산소의 전기 화학 반응을 통해 생성된 전기에너지를 이용하여 모터를 구동시켜 움직이며, 반응 후 물만을 배출한다.¹⁾ 이러한 친환경적인 장점으로 인해 수소는 석유연료를 대체할 수 있는 대표적인 에너지원이다. 정부는 수소연료전지자동차의 보급 활성화를 위해 수소 경제 활성화 로드맵을 발표하였고, 국내의 수소연료전지자동차의 판매량이 증가하고 있는 추세이다. 수소연료전지자동차의 원활한 운영을 위해 수소 충전 인프라를 구축이 활성화되고 있으며, 수소를 충전하기 위한 기술이 개발되고 있다. 수소 저장 및 충전은 미국의 SAE J2601, 일본의 JPEC-S 0003와 같은 수소 충전 프로토콜을 제정하여 높은 압력(70 MPa)조건에서 기체 상태의 수소가 차량 내의 수소 저장 용기에 충전되며, 수소의 온도가 상승하는 줄-톰슨 효과(Joule-Thomason effect)을 고려하여 극저온(233 K)의 온도 조건이 적용되고 있다.^2-4) 이러한 형태의 고압 충전 방식은 감압 과정을 거치고, 안정적인 수소 공급을 위해 고압용 수소 차단 밸브(Check valve)와 같은 공급 장치에 의해 유량이 제어된다. 특히, 차단 밸브는 수소 저장 용기의 앞단에 위치하여 고압으로 유입되는 수소를 감압하고 과도한 압력 감지 시, 밸브 내의 시트(Seat)와 니들(Needle)이 서로 맞물려 내부 유로를 개폐한다.^5,6)

고압 및 극저온 충전 조건에서 차단 밸브 내부로 유입되는 수소는 높은 유체 에너지를 지니며, 밸브 내에서 불규칙한 유동 흐름의 난류가 발생한다. 이러한 난류 발생은 섭동에 의한 속도 변동을 유발하고 와류 혹은 역류를 발생시켜 유동 손실과 유량을 감소시킨다.^7,8) 고압용 수소 밸브의 난류 유동 특성을 분석하기 위해, Wang 등⁹⁾은 수소감압밸브(Hydrogen decompression valve, HDV)의 스풀(Spool) 각도 형상 변경에 따른 압력 구배, 유동 분리 및 비정상 와류를 수치 해석적으로 분석하였으며, 볼록 실린더(Convex cylinder) 스풀 형상이 하류 구간의 역압력 구배를 효과적으로 감소시키는 것으로 나타났다. Yu 등¹⁰⁾은 스로틀 밸브(Throttling valve)를 대상으로 내부 유로의 원뿔 각도 변경에 따른 유동 특성을 분석한 결과, 원뿔의 각도가 감소할수록 유속과 난류 운동 에너지가 상승하는 결과가 나타났다. Chen과 Jin¹¹⁾은 L자형 고압 감압 밸브(HDV)의 다단계 슬리브에 대한 내부 유동 특성에 대한 영향을 분석하였고, 슬리브 직경 및 압력비의 증가는 난류 소산율과 난류 운동 에너지를 상승시키는 설계 인자로 난류 유동에 큰 영향을 끼치는 것을 확인하였다.

수소의 열역학적 특성을 비롯한 줄-톰슨 효과에 의한 온도 상승은 교축과정(Throttling process)에서의 비가역적 상태량을 의미하며, 차단 밸브 내의 난류는 에너지 캐스케이드(Energy Cascade) 과정에 따라, 높은 난류 운동 에너지를 가진 에디(Eddy)가 점진적으로 난류 소산(Turbulent dissipation)을 발생시킨다. 이러한 과정은 유체의 에너지가 열 에너지로 전환되며, 비가역성 에너지 손실인 엔트로피가 증가하고 수소 저장 시스템의 효율을 감소시키는 원인이 된다.^12-15) 앞선, 선행 연구들을 통해 밸브 내부의 유로 변경과 설계 변수에 따른 유동 특성을 파악할 수 있으나, 고압 수소 충전 과정에서 난류 유동으로 인한 밸브 내의 에너지 손실이 밸브의 효율 및 성능에 미치는 영향성 분석에 관한 연구는 부족한 것으로 파악된다.

따라서, 본 연구는 수소 차단 밸브를 대상으로, 교축과정에서 발생하는 열역학적 유동 에너지 손실을 분석하기 위해 유동 엑서지(Stream exergy)를 기반으로, 엑서지 손실(Exergy loss) 분석을 수행하였다. 또한, 비가역성(Irreversibility)을 최소화하며, 계의 열역학적 성능 향상을 목적으로, 작동부와 90' 곡관 영역의 형상 변경을 적용하였다. 이를 위해, 기본 형상 조건으로 기준으로 난류 유동에 의한 난류 소산율(Turbulent dissipation rate), 줄-톰슨 효과에 의한 온도(Temperature) 변화, 엔트로피 생성(Entropy generated)에 따른 엑서지 손실을 형상 변경 조건과 비교 분석하여, 차단 밸브 형상 변화가 에너지 손실에 미치는 영향성을 분석하였다.

2. 수치해석 방법 및 모델

2.1 지배방정식

본 연구는 고압 기체 상태의 수소 유동 특성을 분석을 위해 질량 보존에 의한 연속 방정식, 운동량 방정식과 에너지 지배방정식을 적용하였다.¹⁶⁾

∂ ∂ t ρ + ∇ ⋅ ρ u → = 0

(1)

∂ ∂ t ρ u i + ∂ ∂ x j ρ ι j u i = - ∂ P ∂ x j + ∂ ∂ x j μ ∂ u i ∂ x j + ∂ u j ∂ x i

(2)

∂ ∂ t ρ E + ∂ ∂ x i u i (ρ E + p) = ∂ ∂ x j k e f f ∂ T ∂ x j

(3)

식 (1)은 연속방정식(Continuity equation), 식 (2)는 운동량 방정식(Momentum equation), 식 (3)은 에너지 방정식(Energy equation)을 나타낸다. 여기서 ρ는 밀도, ∇는 구배 연산자, $u →$ 는 속도 벡터, E는 단위 질량 유체당 에너지, t는 시간, x_i는 좌표 방향, i,j,k는 x,y,z방향을 의미한다. P는 압력, k_eff는 유효 열전도도, T는 온도를 나타낸다.

2.2 난류 모델

차단 밸브의 난류 분석을 위해 RANS(Reynolds-Averaged Navier-Stokes equation) 기반이며, 레이놀즈 응력항 $- ρ u i' u j' ¯$ 에 의한 난류 모델은 Realizable k - ε을 적용하였다. 이는, 고 레이놀즈 영역에서 나타나는 압력 구배하의 재순환, 유동 박리를 갖는 유동 해석에서 이점을 제공한다.¹⁷⁾ 또한, 벽면과 일정 거리 이상에서 수송방정식(Transport equation)으로 계산되며, 난류 운동 에너지(Turbulent kinetic energy) 항과 난류 소산율(Turbulent dissipation rate) 항으로 이루어져 있다.

∂ ∂ t ρ k + ∂ ∂ x j ρ k u j = ∂ ∂ x j μ + μ t σ k ∂ k ∂ x j + G K + G b - ρ ϵ - Y M + S K

(4)

∂ ∂ t ρ ϵ + ∂ ∂ x j ρ ϵ u j = ∂ ∂ x j μ + μ t σ ϵ ∂ e ∂ x j + ρ C 1 S ε - ρ C 2 ϵ 2 k + ν ϵ + C 1 ϵ ϵ k C 3 ϵ G b + S ϵ

(5)

μ t = ρ C μ k 2 ϵ

(6)

식 (4)의 k는 난류 운동 에너지, G_K는 속도 구배에 의한 난류 운동 에너지의 생성, G_b는 부력으로 인한 난류 운동 에너지의 생성, Y_M은 난류에 대한 압축률의 영향으로 변동하는 팽창, S_K는 사용자 정의 소스항을 나타낸다. 식 (5)의 ϵ는 난류 소산율로 난류 에너지가 소산을 통해 열에너지로 변환되는 비율을 나타낸다. C_1ϵ, C_1ϵ은 상수, σ_K와 σ_ϵ은 난류운동에너지와 난류 소산율에 대한 Prandtl 수이다. 식 (6)은 난류 점성(Eddy viscosity)을 나타내는 식이며, 난류에 의한 운동량 전단을 의미한다. C_μ는 난류장(Turbulent fields)에 대한 함수로 평균 변형률 및 회전 속도, 회전의 각속도를 의미한다.

2.3 엑서지 분석

엑서지는 열역학적 상태량의 일종이며 시스템 계의 최대 가용일(Availability)을 나타낸다. 차단 밸브의 교축 과정에서 생성된 엔트로피는 비가역적 에너지 손실이 의미하며, 엑서지 손실(Exergy loss)로 인해 차단 밸브의 효율이 감소하게 된다.^18,19)

ψ = h - h 0 - T 0 S - S 0 + V 2 2 + g z

(7)

Δ ψ = h 2 - h 1 - T 0 S 2 - S 1 + V 22 - V 12 2 + g Z 2 - Z 1

(8)

∑ 1 - T 0 T K q k - W + ψ 1 - ψ 2 - x d e s t r o y e d = 0

(9)

식 (7)과 (8)은 유동 유체의 엑서지 변화를 나타내고 T₀,S₀,h₀는 계가 주변 환경과 열역학적 평형을 이루는 사장 상태(Dead state)에서 공기의 온도, 엔트로피, 엔탈피를 의미한다. $V 2 2$ 는 유체 운동 에너지, gz는 유체의 위치 에너지이다. 식 (9)는 하나의 입구와 출구에서의 단위 질량당 엑서지 평형식을 의미한다. h₁,h₂는 각각 입구와 출구의 엔탈피, S₁,S₂는 입구와 출구의 엔트로피, x_destroyed는 엑서지 손실을 나타낸다.

2.4 수치해석 조건

본 연구의 적용된 차단 밸브의 형상 및 제원을 Fig. 1과 Table 1에 자세히 나타내었다. 중앙 유로는 밸브의 개폐가 이루어지는 작동부 영역(Operating section)에 해당되며, 노즐(Nozzle) 및 90°곡관(Elbow) 형상으로 이루어져있다. 또한, 작동부 영역을 기준으로 좌측은 입구(Inlet), 우측은 출구(Outlet)이며, 완전 발달 난류 구현을 위해 입구 영역(Inlet section)과 출구 영역(Outlet section)의 길이를 10D로 적용하여 총길이를 150 mm으로 확장하였다. Fig. 2와 Table 2는 수치해석에 적용된 형상 변경 조건을 나타내었다. 작동부 영역의 유동 변화가 급격하게 변동될 것으로 예상되는 지점을 기준으로, 노즐 및 90°곡관 영역의 형상 변경을 적용하였다. 동일한 등간격으로 설계되었으며, 노즐 간격(N_D)은 0.39 mm, 0.49 mm와 90°곡관의 필렛(R)조건으로는 0.15 mm, 0.3 mm를 적용하여 기본 형상 조건과의 비교 분석을 진행하였다. Table 3은 수치해석에 적용된 해석 조건을 나타내었다. 본 연구에 적용된 차단 밸브는 수소 저장 용기 앞단에 부착되며, 수소 충전 프로토콜(SAE-J2601)²⁰⁾로 규정된 리셉터클과 수소 저장 용기 간의 압력 차이를 20 MPa 미만으로 적용하고 있다. 따라서, 차단 밸브의 내부 차압(∆P)을 10 MPa 조건으로 선정하였으며, 유입되는 수소의 온도는 233 K 조건을 선정하였다. 수소의 열역학 물성치 분석을 위해 실제 SRK(Soave-Redlich-Kwong) 상태방정식^21,22)과 밸브 벽면에는 No-slip, 단열 조건을 적용하였다. 또한, 난류 소산율 및 난류 운동 에너지 항으로는 2차 상류 이산화 방식(Second order upwind scheme method)를 적용하여 고압 유동에서 발생하는 난류 유동의 정확도를 향상시켰다.²³⁾

Fig. 1

Geometry of check valve

Table 1

Specification of check valve with base geometry conditions

Fig. 2

Geometry parameters of the check valve with the geometry change conditions

Table 2

Dimensions of the check valve with the geometry change conditions

Table 3

Boundary conditions in check valve analysis

Fig. 3은 수치해석에 적용된 측정 위치를 나타내었다. 난류 유동의 경향을 분석하기 위해 X 축방향인 75 mm을 기점으로 150 mm 까지의 구간에서 5 mm 단위로 총 16개의 측정 지점을 선정하였다. 차단 밸브의 형상 변경이 적용된 위치에서 엔트로피 생성(S_gen)에 대한 비교 분석을 위해 노즐 및 90°곡관에 대해 각각 2개(Plane 1, 2), 4개(Plane 3, 4, 5, 6)의 측정 면을 생성하였으며, 각각의 측정면에 대한 엔트로피 차이를 통해, S_gen을 도출하였다.

Fig. 3

Measurement positions of check valve with 90° elbow and nozzle section

2.5 격자 의존성 검증

수치해석 결과에 대한 신뢰성 확보를 목적으로 격자 의존성 검증(Grid dependency test)을 실시하였고, Fig. 4와 Table 4는 격자 의존성 검증에 대한 결과와 적용된 격자 수와 크기를 나타내었다. 격자 크기의 경우, 총 7개 case에서 수행되었다. Fig. 4(a)에서 X 축과 94 mm 떨어진 측정 지점에서 격자 크기에 따른 최대 유속을 분석하였다. 유체의 유속은 난류 운동 에너지에 비례하며 곡관 형상의 경우, 벽면 부근에서 유체 입자들간의 점성 응력(Viscous stress)으로 인해 압력 및 속도 구배가 발생한다. 유체의 전단력으로 인해 유속 섭동(Velocity fluctuation)을 비롯한 곡관의 벽면에서 와도(Vorticity) 혹은 에디(Eddy)와 같은 난류 유동이 발생한다.²⁴⁾ 따라서, 해당 측정 지점에서의 최대 유속을 측정 인자로 선정하였고, 이를 비교 분석하여 차단 밸브 형상에 따른 최적의 격자 크기를 선정하였다. Fig. 4(b)는 격자 크기에 따른 최대 유속 결과를 나타내었다. G1과 G3 구간에서 8.5 %의 최대 오차가 발생하였으며, G3 조건을 기준으로, G7 조건까지 격자 변경에 따른 오차율은 1.5 % 미만으로 유사한 최대 유속 결과가 도출되었다. 진행 결과, 격자의 크기에 따른 수치해석 결과에 영향성이 감소하며, 격자의 조밀성이 우수한 G3 조건을 선정하였다.

Fig. 4

Result of grid dependency test(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

Table 4

Information grid conditions of grid dependency test

Fig. 5는 생성된 격자 형상을 나타내었다. 차단 밸브의 유체 벽면에는 난류 경계층 구현을 위해 Inflation layer를 사용하여, 총 12개의 layer를 벽면에 적층시켰다. 벽 함수(Near wall treatment)로는 Y +가 11 이하의 미세한 격자에서 안정적인 벽면 유동 예측과 표준 벽함수(Standard wall function)의 성능 저하를 방지할 수 있는 Scalable wall function을 적용하였다.²⁵⁾

Fig. 5

Grid of check valve

3. 연구 결과 및 고찰

3.1 형상 변경에 따른 난류 소산율 분석

Fig. 6은 형상 변경에 따른 난류 소산율 분포 결과를 나타내었다. 난류 소산율 분포는 모든 형상 조건에서 노즐 및 90°곡관 영역을 중점적으로 증가하는 경향이 나타났으며, 출구 영역의 하단부로 편향되는 유동 형태가 나타났다. 유로의 면적이 급격하게 변하는 노즐 및 90°곡관 영역의 난류 소산율이 증가함에 따라, 난류 소산에 의한 열 에너지로 인해 엔트로피 생성이 증가할 것으로 사료된다. 또한, R = 0.15 mm, 0.3 mm 조건은 90°곡관 영역과 출구 영역의 하단부에서 난류 소산율 분포가 국소적으로 감소하는 것으로 나타났다. 이는, R 형상 변경 조건이 90°곡관 영역의 역압력 구배에 의한 유동 박리 및 와류 현상을 억제하며, 수소 유체의 총 전단력을 비롯한 유효 점성(Effective viscosity)이 감소함에 따라, 에디의 운동량과 난류 소산율이 저하되는 것으로 판단된다.

Fig. 6

Distributions of turbulent dissipation rate in check valve with all geometery change conditions ND and R(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

Fig. 7은 차단 밸브의 형상 변경 조건에서 난류 소산율 결과를 정리한 그래프이다. 모든 형상 조건에서 90 mm와 100 mm 구간에 해당되는 90°곡관 영역과 출구 영역 사이에서 난류 소산율이 증가하였으며, 특히 N_D = 0.49 mm 조건은 난류 소산율이 최대 64.48 % 증가하는 결과가 나타났다. 이는, N_D = 0.49 mm 조건에서 노즐 영역의 유로 면적 증가에 따른 질량 유량 상승으로 인해 수소 유체의 난류 운동 에너지가 발달하고, 질량 유량 증가에 의해 높은 난류 에너지를 갖는 수소 유체가 90°곡관 영역에서 배출되며, 난류가 소산되는 비율이 급격하게 증가하는 것으로 판단된다. 또한, R = 0.15 mm, 0.3 mm 조건의 경우, 기본 형상 조건과 비교하여 난류 소산율은 각각 36.23 %, 51 % 감소하는 결과가 나타났다. 이를 통해, 90°곡관 영역에서는 R 조건의 적용에 따라, 난류 소산율을 효과적으로 감소시킬 수 있는 설계 인자로 보여진다. 또한, 출구 영역의 하단부로 편향된 난류 소산율이 감소함에 따라, 차단 밸브의 하단부 벽면에서 마찰로 인해 유실되는 유량과 엔트로피 생성을 최소화할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 7

Turbulent dissipation rate results in check valve with all geometry change conditions ND and R(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

3.2 형상 변경에 따른 온도 및 엔트로피 분석

Fig. 8과 9는 형상 변경에 따른 온도와 엔트로피 분포를 나타내었다. 모든 형상 조건에서의 온도 분포를 분석한 결과, 유입되는 수소의 온도가 233 K 조건에서 역전 온도(Inversion temperature) 이상의 극저온으로 유입되어 수소는 음수의 줄-톰슨 계수를 보인다. 이로 인해 차단 밸브 유로 면적의 변화가 있는 노즐 및 곡관에서 단열 팽창에 의한 줄-톰슨 효과가 발생하고 기본 형상 조건을 비롯한 모든 형상 변경 조건에서 내부 온도가 상승하는 결과가 나타났다. 또한, 온도 상승이 발생함에 따라 모든 형상 조건에서 엔트로피 생성이 증가하는 경향이 나타났다. 특히, R = 0.3 mm 조건은 엔트로피 분포가 기본 형상 조건과 비교하여 증가하는 결과를 보인다. 이는, R = 0.3 mm 조건이 90°곡관 영역에서 난류에 의한 유동 박리 및 재순환 유동과 같은 유동 저항이 줄어들고 이로 인해 유체의 유동 단면적이 증가됨에 따라, 단열 팽창이 나타나는 구간의 시작점이 앞당겨져 출구 영역에서의 온도 차이가 증가하는 원인으로 판단된다.

Fig. 8

Distributions of temperature in check valve with all geometery change conditions ND and R(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

Fig. 9

Distributions of entropy in check valve with all geometery change conditions ND and R(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

Fig. 10은 측정 지점에서의 온도와 엔트로피 생성 결과를 도출한 그래프이다. Fig. 10(a)는 형상 변경에 따른 온도 결과이며, Fig. 8의 온도 분포 결과와의 비교를 수행하였다. R = 0.3 mm 조건은 최대 온도 차이가 발생하였으며, 유입 수소 233 K 온도 조건과 비교하여 5 K의 온도 상승이 발생하였다. Fig. 10(b), (c)는 측정 지점에서의 엔트로피 생성 결과를 나타내었다. Fig. 10(b)의 노즐 영역 형상 변경 조건인 N_D = 0.39 mm, 0.49 mm의 엔트로피 생성은 기본 형상 조건과 비교하여 각각 37.35 %, 59 % 감소하는 결과가 도출되었다. 이는, 노즐 영역의 유로 면적이 증가함에 따라, 압력 구배가 완화되면서 유속 변동과 난류 점성이 감소하고 노즐 영역의 벽면에서의 마찰 손실과 난류 강도가 감소하여 엔트로피 생성이 저하되는 것으로 판단된다.

Fig. 10

Temperature and Entropy generated results in check valve with all geometry change conditions R and ND (H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

Fig. 10(c)는 90°곡관 형상에서 R 형상 변경 조건에 따른 엔트로피 생성 결과이다. 기본 형상 조건과 비교하여 R = 0.3 mm 조건은 90°곡관 영역에서의 온도 상승으로 인해 엔트로피 생성이 최대 21.52 %로 증가하였으나, R = 0.15 mm 조건은 최대 31.65 % 감소하였다. 이를 통해, 90°곡관 영역에서 R = 0.15 mm 조건 일 때, 난류 운동 에너지가 난류 소산으로 이어지는 비율이 감소함에 따라 엔트로피 생성이 저하되며 차단 밸브의 효율을 증가시킬 수 있는 설계 인자로 판단된다.

Fig. 11은 N_D와 R 형상 조건이 함께 적용된 차단 밸브의 형상에서 90°곡관 영역의 엔트로피 생성 결과를 정리한 그래프이다. 엔트로피 생성을 분석하기 위해, 유동의 정방향인 X 축방향을 따라 90°곡관 영역에서의 결과를 도출하였다. N_D + R = 0.39 mm, 0.3 mm 조건과 N_D + R = 0.49 mm, 0.3 mm 조건에서 각각 24.5 %, 26.49 % 엔트로피 생성이 증가하였으며, 공통적으로 R 조건의 크기가 0.3 mm인 경우에 차단 밸브 내의 생성된 엔트로피가 국소적으로 증가하는 경향이 나타났다. 이는, Plane 3과 4에 해당되는 90°곡관 영역의 상단부에서 R = 0.3 mm 조건은 역압력 구배가 완화되어 유동 박리 영역이 감소하였으며, 다른 형상 조건들과 비교하여 90°곡관 영역의 상단과 하단 측의 압력 구배 차이가 증가하는 것으로 파악된다. 이러한 압력 변동으로 인한 비가역성 에너지 손실과 줄-톰슨 효과에 따른 온도 상승이 엔트로피 생성을 유발시키는 것으로 사료된다.

Fig. 11

Entropy generated results in 90° elbow section with geometry change conditions R and ND (ND + R = 0.29 mm, 0 mm(Base condition), H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

3.3 형상 변경에 따른 엑서지 손실 분석

Fig. 12는 차단 밸브의 형상 변경에 따른 효율을 분석을 위해 엑서지 손실 결과를 나타내었으며,기본 형상 조건을 기준으로 엑서지 손실 증감율을 비교 분석하였다. Fig. 12(a)는 엑서지 손실 결과를 측정한 지점을 나타내었다. 작동부 영역은 N_D와 R 형상 변경 조건이 적용됨에 따라 주 유동의 급격한 변화로 인해 비가역성 에너지 손실이 집중되는 위치로 파악되어, 작동부 영역에서 X 축방향을 따라 55 mm와 94 mm 위치에서 엑서지 손실 결과를 도출하였다. Fig. 12(b)의 N_D = 0.49 mm 및 N_D + R = 0.49 mm, 0.15 mm 조건에서 기본 형상 조건과 비교하여 엑서지 손실 결과가 각각 15.08 %, 13.59 % 감소하는 것으로 나타났다. 이는, N_D 조건의 크기 증가가 노즐 영역의 유로 면적 증가로 인해 난류 소산이 감소하며, 국부적인 동압 상승 및 압력 구배의 영향이 감소함에 따라 밸브 내 유압 성능이 향상될 것으로 판단되며, 비가역성 엔트로피 생성량이 감소하여 엑서지 손실이 저하되는 것으로 나타났다. 또한, 유압 성능이 향상되어 동일한 충전 압력 조건에서 노즐 영역의 줄-톰슨 효과에 의한 수소 온도 상승 억제와 밀도 변화를 최소화하여 수소 저장 용기로 가해지는 충전 성능이 상승할 것으로 판단된다.

Fig. 12

Result of exergy loss in check valve with all geometery change conditions ND and R(H2 temperature = 233 K, ΔP = 10 MPa)

한편, R = 0.3 mm 조건의 경우, 엑서지 손실이 260 kJ/kg⋅K으로 기본 형상 조건과 44.5 kJ/kg⋅K의 최대 차이가 발생하였으며, N_D + R = 0.39 mm, 0.3 mm 조건과 N_D + R = 0.49 mm, 0.3 mm 조건에서 R = 0.3 mm 조건이 포함되어 있는 경우, 엑서지 손실이 증가하는 경향이 나타났다. R = 0.3 mm 조건을 적용함에 따라 단열팽창이 나타나는 구간이 앞당겨져 온도가 상승하는 현상으로 인해 엔탈피 생성량이 증가하는 것으로 파악된다. 또한, 곡관 영역에서의 재순환 및 유동박리와 같은 유동 손실 면적이 감소함에 따라 다른 형상 변경 조건들과 비교하여 출구 영역으로 유입되는 질량 유량이 증가한 것으로 판단된다. 따라서, 질량 유량과 비례관계인 엑서지 전달량이 증가하여 엑서지 손실 차이가 나타난 것으로 사료된다.

4. 결 론

본 연구는 고압 충전 조건에 따라 차단 밸브 내부에서 발생하는 난류 유동 특성과 비가역성의 에너지 손실을 분석하기 위해 작동부 영역의 형상을 변경하였으며, 기본 형상 조건과의 엑서지 손실을 비교 분석을 통한 최대 시스템 효율을 갖는 설계 인자를 분석하였다. 본 연구를 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) N_D과 R 형상 조건에서 N_D 조건의 크기가 증가하는 경우, 90°곡관 영역과 출구 영역 사이에서 난류 소산율이 증가하는 반면, 곡관 영역의 R 조건의 크기가 증가할수록 난류 소산율이 최대 51 % 감소하는 결과가 나타났다. 이때, R = 0.3 mm 조건에서 출구 영역의 하단부로 편향되는 난류 소산이 감소하여 밸브 벽면에서의 엔트로피 생성이 저하될 것으로 판단된다.
2) R = 0.3 mm 조건은 90°곡관 영역에서 와류 및 유동 박리와 같은 난류의 영향이 감소하였다. 이는, 곡관 영역에서의 유동 저항이 감소함에 따라 유동 면적의 크기가 증가하여 줄-톰슨 효과에 인한 단열팽창의 시작점이 앞당겨져 유입 수소 233 K 온도 조건에서 5 K의 온도 상승이 나타났다.
3) N_D 조건의 크기가 증가하는 경우, 노즐 영역에서 비가역성의 엔트로피 생성이 감소하였다. R = 0.15 mm 조건의 엔트로피 생성 결과는 기본 형상 조건과 비교하여 90°곡관 영역에서 31.65 % 감소하였으나, R = 0.3 mm 조건의 경우, 21.52 %으로 엔트로피 생성이 증가하였다. 따라서, R = 0.15 mm 조건은 엔트로피 생성 저감을 갖는 설계 인자로 판단된다.
4) 차단 밸브의 효율 분석을 위해 엑서지 손실을 비교하여 기본 형상 조건을 기준으로 N_D과 R 조건을 비교 분석하였다. 엑서지 손실 결과는 N_D = 0.15 mm, 0.3 mm 조건에서 각각 15.08 %, 13.59 % 감소하고, 작동부 영역의 노즐 간격을 증가시킴에 따라 엑서지 손실이 감소하였다. 이를 통해, N_D 조건이 차단 밸브의 효율을 증가시키는 설계 인자로 판단된다.

Acknowledgments

이 논문은 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구임(2022303004020C, 수소저장시스템의 멀티 및 싱글 제어가 가능한 제어기 기술 개발). 또한, 이 논문은 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 정보통신기획평가원-대학 ICT 연구센터(ITRC)의 지원을 받아 수행된 연구임(IITP-2025-RS-2024-00438335).

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Condition		Value
Inlet and outlet diameter (mm)		15.2
Total length (mm)		150
Operating section (mm)	Nozzle distance (N_D, mm)	0.29
Operating section (mm)	Fillet (R, mm)	0

Condition	Value
Fillet (R, mm)	0.15, 0.3
Nozzle distance (N_D, mm)	0.39, 0.49
Fillet (R, mm) & Nozzle distance (N_D, mm)	N_D, R = 0.39, 0.15
	N_D, R = 0.39, 0.3
	N_D, R = 0.49, 0.15
	N_D, R = 0.49, 0.3

Analysis conditions
Working fluid		H₂
Fluid temperature (K)		233
Real gas equation		SRK EOS
Inlet pressure (MPa)		70
Outlet pressure (MPa)		60
ΔP (MPa)		10
Wall boundary		No-slip, adiabatic
Wall boundary		Scalable wall function
Turbulent model & spatial discretization method
Turbulence model		Realizable k - ε
P-V coupling		Coupled
Spatial discretization	Turbulent kinetic energy	Second order upwind
Spatial discretization	Turbulent dissipation rate

Case	Grid size (mm)	Elements (EA)
G1	0.15	26,916,196
G2	0.175	19,469,749
G3	0.2	14,622,249
G4	0.225	11,401,868
G5	0.25	9,123,943
G6	0.275	7,531,711
G7	0.3	6,302,303