1. 서 론

국제해사기구(IMO)는 2050년까지 국제 해운 부문의 온실가스(GHG) 배출량을 2008년 대비 최소 50% 이상 감축하기 위한 ^「IMO GHG 전략_」을 채택하였으며, 2023년 MEPC 80차 회의에서는 이를 더욱 강화한 ^「2050 Net Zero 목표_」를 확정하였다(MEPC, 2023). 이러한 국제 규제의 강화는 선박 추진 시스템의 연료 전환을 가속화하고 있으며, 수소는 연소 시 CO₂를 배출하지 않는 대표적인 무탄소 연료로서 차세대 선박 추진 에너지원으로 주목받고 있다.

수소는 낮은 분자량과 높은 확산성을 갖는 특성으로 인해 단위 질량당 에너지 밀도는 높지만 단위 체적당 에너지 밀도는 낮다(Giacomazzi et al., 2023). 이러한 물리적·열적 특성은 연소 과정에서 고온 화염 형성과 급격한 압력 상승을 유발하여, 연료 공급 계통 및 연소 부품에 기존 디젤이나 LNG 연료 대비 훨씬 가혹한 열적·기계적 환경을 유발한다. 또한 수소는 금속 내부로 쉽게 확산하여 미세 결함 부위에 축적될 경우 수소 취성(hydrogen embrittlement)을 유발할 수 있다 (Yu et al., 2024). 이는 장기 운전 시 재료 내 응력 집중 부위가 상대적으로 취약해질 가능성을 시사한다. 본 연구는 수소 취성 메커니즘을 직접적으로 분석하는 것은 아니지만, 노즐 내부의 응력 분포와 응력 집중 부위를 정량적으로 규명하는 것은 향후 내수소성 평가의 필수 기초 자료라는 점에서 중요한 의미를 갖는다.

수소 내연 기관의 구성 요소 중 연료 분사 노즐은 연소실과 직접 접촉하며, 고압·고온 환경에서 반복적으로 작동하는 핵심 부품이다. 노즐은 연료 분사 특성과 미립화 품질을 결정하여 연소 효율 및 배기 특성에 직접적인 영향을 미친다 (Blau et al., 2011). 따라서 노즐의 구조적 안정성 저하는 단순한 부품 손상을 넘어 엔진 성능 저하 및 폭발 위험성 증가로 이어질 수 있다. 특히 수소는 점화 에너지가 낮고 확산 속도가 빠르기 때문에, 노즐의 미세한 변형이나 균열도 연소 불안정 및 안전성 저하로 확대될 수 있다(Butler et al., 2008).

그러나 기존 연구들은 주로 디젤 인젝터를 대상으로 압력 변동에 따른 응력 분포를 분석하는데 집중되어 있으며, 수소 연료 환경을 고려한 노즐의 구조 응답 연구는 아직 제한적이다. 이에 본 연구에서는 선박용 내연기관의 연료 분사 노즐을 대상으로, 수소 연료 환경에서 정적 열–구조 연성(static thermo-structural coupled) 유한요소 해석(FEA)을 수행하여 구조적 취약 부를 규명하는 것을 목표로 한다. 해석에는 상용 프로그램 ANSYS Mechanical 2025 R1을 사용하였으며, 주요 경계 조건으로 연료 공급 온도(-60°C~120°C), 연료 공급 압력(60 bar), 및 연료 분사 압력(60 bar)을 적용하였다. 또한 니들의 개방(open) 및 폐쇄(close) 상태를 구분하여, 구조적 응답 변화를 비교·분석하였다.

본 연구는 이러한 조건에서 노즐에 발생하는 응력 거동과 응력 집중 취약부를 정량적으로 규명함으로써, 응력 집중 완화 설계와 내수소성 소재 적용 방향을 제시할 수 있는 기초 데이터를 제공한다.

2. 대상구조

2.1 모델 제원

본 연구에서는 노즐의 실제 작동 조건을 반영하기 위해 AutoCAD 2025를 활용하여 Fig. 1과 같이 니들의 개폐 상태를 각각 open과 close로 구분한 두 가지 해석 모델(model 1, model 2)을 구축하였다. 모델은 노즐 바디(nozzle body), 냉각링(cooling ring), 니들(needle)로 구성되며, 노즐 바디의 전체 길이는 약 75.8 mm, 니들의 길이는 79.7 mm이다. 분사구는 총 12개로, 각 분사구의 직경은 0.8 mm이다.

2.2 유한 요소 모델 및 메쉬

노즐 바디와 냉각 링에는 높은 경도와 고온에서의 내마모성을 가지며 우수한 열적 안전성과 내열 피로 특성을 갖춘 고크롬 합금 공구강 SKD61을, 니들에는 마르텐사이트 조직과 탄화물 분포로 인해 뛰어난 내마모성, 고경도, 그리고 내 충격성을 갖춘 고속도강 SKH51을 적용하였다. 각 재료의 열적 및 기계적 물성치는 Table 1에 상세히 정리하였다.

유한요소의 메쉬(mesh)는 각 부품의 형상적 특성과 해석 목적에 따라 상이한 기법을 적용하였다. 냉각링과 니들은 비교적 단순한 회전 대칭 형태를 가지므로 멀티존 기법(multi-zone method)을 적용하여 요소 크기 2.0 mm의 메쉬를 구성하였다. 반면 내부 유로의 곡면과 복잡한 형상을 갖는 노즐 바디는 패치 컨포밍 기법(patch conforming method)을 사 용하여 사면체(tetrahedral) 요소 기반의 메쉬를 생성하였으며, 요소 크기는 2.0 mm로 설정하였다. 특히 응력 집중 영역으로 예상되는 노즐 바디의 내부 형상에는 face sizing 0.6 mm의 국부 세분화(local sizing)를 적용하여 해석의 정밀도를 향상시켰다. 생성된 메쉬의 신뢰성은 model 1 과 model 2에 대해 각각 격자 의존성(grid independence) 평가를 수행하여 검증하였다. 여러 메쉬 구성 중, 0.6 mm의 국부 세분화를 적용한 mesh 4에서 결과 값의 변화율이 수렴하는 구간의 중간 지점에 해당함을 확인하였으며, 이를 최종 메쉬로 선정하였다. 격자 의존성 평가의 결과는 Table 2에 정리하였다. 또한 메쉬 품질 검증을 수행한 결과, 최대 skewness 값 0.96, 평균 element quality는 0.88로 나타나 해석에 문제가 없음을 확인하였다.

3. 연료 분사 노즐의 열-구조 연성 해석

3.1 해석 상태

Table 3은 model 1 과 model 2에 대한 해석 조건이다.

3.2 열 해석 경계 조건

Fig. 2(a)의 붉은색 영역은 연료 공급 경로를 나타내며, 연료 공급 온도는 –60°C~120°C 범위를 고려하여 –60°C, –30°C, 60°C, 120°C 네 가지 조건으로 구분하여 적용하였다. 니들이 개방된 상태에서는 Fig. 2(b)의 연료 분사구 영역에 추가적으로 연료 공급 온도를 부여하였다. Fig. 2(c)의 노란색 영역은 냉각 링을 따라 흐르는 냉각수 조건을 반영하기 위해 일반적인 냉각수 온도인 85°C를 적용하였다. Fig. 2(d)의 파란색 영역은 연소실과 접하는 외부 경계면으로, 해당 면에는 연소실 화염으로부터의 복사열 전달을 고려하였다(Ryu et al., 2024). 이 때, 니들 개폐 상태에 따라 연소실 내 온도를 구분하여 설정하였다. 니들이 개방된 상태의 연료 분사 시점 연소실 내 온도는 Rahman et al.(2010)의 CFD 연구에서 제시된 범위를 참고하여 427°C로 설정하였다. 반면 니들이 폐쇄된 경우에는 연소가 진행되는 연소실 내 고온 영역을 반영하기 위해, Rahman et al.(2010)의 연구에서 보고된 연소실 내 온도 1500°C을 적용하였다. 복사 방사율(emissivity)은 노즐 바디의 재료인 SKD61 의 값인 0.6을 적용하였다(Wilzer et al., 2014). 열 해석 조건의 상세 설정은 Table 4에 정리하였다. 한편, 실제 연소실 내 열 전달은 수소–공기 혼합물의 연소 과정에서 생성되는 다양한 화학종에 의해 흡수–재방출 과정을 거치며 전달·완화되는 특성을 가진다. 그러나 본 해석에서는 구조해석의 범위와 계산 복잡성을 고려하여 이러한 화학종 기반의 복사 스펙트럼 특성을 제외하였다. 이에 따라 노즐 외면에는 화학종의 존성을 배제한 단순화된 복사 조건을 적용하였다.

3.3 구조 해석 경계 조건

열 해석에서 도출한 노즐의 온도 데이터를 구조 해석에 연동하여 적용하였다. Fig. 3(a)의 붉은색 영역은 연료 공급 경로에 해당하며, 해당 영역에는 연료 공급 압력 60 bar를 부여하였다. Fig. 3(b)는 분사 과정에서의 압력을 반영하기 위해 연료 분사 압력 60 bar를 적용하였으며, 이는 니들이 개방된 조건에서만 적용하였다. 니들 개폐에 따른 연소실 내 압력 조건은 Fig. 3(c)에 적용하였다. 니들이 개방된 경우, 60 bar 분사압 조건에서의 연소실 내 압력이 약 30 bar 수준임을 보고한 수소 직접분사 엔진 연구(Xie et al., 2025)를 근거로 30 bar를 적용하였다. 반면 니들이 폐쇄된 상태에서는 연소가 충분히 진행된 고압 환경을 고려하여, 수소 내연기관 리뷰 논문 White et al.(2006) 에서 제시된 압력 범위를 참고하여 200 bar로 설정하였다. Fig. 3(d)는 니들 폐쇄 상태에서 작용하는 스프링 프리로드(preload)를 모사하기 위한 경계 조건이다. 스프링 요소는 ANSYS Mechanical의 Spring 타입 커넥션 요소를 사용하였으며, 초기 하중은 150 N, 강성(stiffness)은 363.67 N/mm으로 설정하였다. 해당 요소는 니들과 스프링 시트 간의 변위를 기반으로 축 방향 하중을 전달하도록 설정하였으며, 니들이 개방된 조건에서는 해당 연결 요소를 비활성화하였다. 이러한 설정을 통해 정적 해석 단계에서도 스프링의 압축 상태가 반영되도록 하며, 니들이 폐쇄된 상태에서의 기계적 하중을 재현할 수 있도록 한다. 마지막으로 Fig. 3(e)와 같이 노즐이 노즐 너트(nozzle nut)와 접촉하는 경계면에는 6자유도 구속 조건을 부여하였다. 이는 구조해석에서 발생할 수 있는 강체 운동(rigid body motion)을 방지하고 해석의 안정성을 확보하기 위함이다. 구조 해석에 적용한 경계 조건의 상세 값은 Table 5에 정리하였다.

4. 연료 분사 노즐의 열-구조 연성 해석 결과

4.1 열 해석 결과

4.1.1 연료 분사 상태

연료 분사 상태에서의 온도 분포 결과를 Fig. 4에 제시하였다. Case 1과 Case 2의 경우, 연료 공급 온도가 –60°C 및 –30°C로 설정됨에 따라, 노즐 전체에서 비교적 낮은 온도 분포가 유지되는 것으로 확인되었다. 반면, 냉각수 온도가 연료 공급 온도보다 높기 때문에, 냉각 링 주변에서는 국부적으로 높은 온도장이 형성되었다. Case 3과 Case 4의 경우 연료 공급 온도가 60°C 및 120°C로 설정됨에 따라, 노즐 전체 온도가 증가하는 경향이 나타났다. 그러나 냉각 링 내부를 순환하는 냉각수에 의해 해당 영역의 온도는 주변 대비 상대적으로 낮게 유지되었으며, 이는 냉각수의 열제어 효과가 노즐의 온도 상승을 부분적으로 억제한 결과로 해석된다. 각 조건의 상세 온도 수치 결과는 Table 6에 정리하였다.

4.1.2 연료 미분사 상태

연료 미분사 상태에서의 온도 분포 결과를 Fig. 5에 제시하였다. 네 가지 Case 모두에서 연소실 내 고온의 영향으로 노즐 전체 온도가 상승하는 경향이 뚜렷하게 나타났다. 특히 노즐 하단부 외부 표면에서 최대 온도가 확인되었는데, 이는 연소실 내 고온 가스로부터 전달되는 복사열의 영향으로 해석된다. 이러한 현상은 연소 반응에 의해 연소실 내 온도가 급격히 증가하고, 이로 인해 발생한 복사 및 전도 열전 달이 구조적으로 노즐 하단부에 집중되기 때문으로 판단된다. 각 조건별 상세 온도 수치는 Table 7에 정리하였다.

4.2 구조 해석 결과

4.2.1 연료 분사 상태

연료 분사 상태에서의 열-구조해석 결과를 Fig. 6에 제시하였다. 연료 분사 상태의 Case 중 최대 등가 응력은 837.62 MPa로 확인되었으며, 네 가지 Case 모두에서 공통적으로 유로 벽면에서 가장 큰 응력 집중이 발생하였다. 이러한 응력 집중은 내압 하중에 의해 발생하는 원주 응력(hoop stress)과 유로 벽면의 형상 불연속부에서 증가하는 응력 집중 계수(stress concentration factor, SCF)가 복합적으로 작용한 결과로 이해된다(Chen et al., 2019). 원통형 유로의 원주응력은 내압 P, 반지름 r, 벽 두께 t에 따라 다음 식(1)과 같이 정의된다 (Masikh et al., 2014).

식(1)으로부터, 벽 두께가 상대적으로 얇거나 유로가 단차 등 형상 변화를 가지는 구간에서는 국부적 원주응력이 증가하여 응력 집중이 발생함을 알 수 있다(Pany, 2021). 한편, 노즐 바디와 냉각 링은 SKD61 재질이고, 니들 재질은 SKH51로 구성되어 있으며, 각 Case별 재질에 따른 상세 응력 수치는 Table 8에 정리하였다.

4.2.2 연료 미분사 상태

연료 미분사 상태에서의 열-구조 해석 결과는 Fig. 7에 제시하였다. 네 가지 Case 중 최대 등가 응력은 1308.08 MPa로 산정되었으며, 네 가지 Case 모두에서 연료 분사 상태와 동일하게 유로 벽면에서 최대 등가 응력이 관찰되었다. 이는 연료 분사 상태와 마찬가지로 원주 응력과 응력 집중 계수에 의한 영향이 지속적으로 작용한 결과로 판단된다. 한편, SKH51 재질이 적용된 니들 부품에서는 연료 분사 상태와 상이한 형태의 응력 집중 거동이 관찰되었으며, 관련 결과는 Fig. 8에 정리하였다. 특히 니들과 노즐 바디가 접촉하는 하단부에서 스프링 프리로드에 의한 접촉 반력(contact reaction force)의 영향으로 니들의 하단부에 약 437.17 MPa 수준의 추가적인 등가 응력이 확인되었다. 또한 연소실의 고온·고압 환경이 직접적으로 작용하는 연료 분사구 주변에서도 응력 집중이 관찰되었다. 각 Case별 재질에 따른 상세 응력 수치는 Table 9에 정리하였다.

4.3 안전 계수

등가 응력의 최대값이 재료의 항복 강도(tensile yield strength)를 초과하는 경우, 즉 항복강도를 구조물에 작용하는 최대 응력으로 나눈 안전 계수(safety factor)가 1 미만이면 소성 변형 발생 가능성이 있다(Soderberg, 1930). 재료별 항복강도는 SKD61이 1649 MPa, SKH51이 514.5 MPa으로 본 해석에서 산출된 최대 등가 응력은 각각 1308.08 MPa(SKD61)과 437.17 MPa(SKH51)로 나타났다. 이를 바탕으로 산출된 안전 계수는 SKD61 재료에서 약 1.3, SKH51 재료에서 약 1.2 수준으로, 해석에 적용된 온도 조건 및 단회(static) 하중 가정 하에서는 두 재료 모두 항복 한계 내에 있음을 확인하였다. 다만, 금속 재료의 허용강도는 온도 의존적이며 고온 영역에서는 강도가 감소하는 경향이 크기 때문에, 단순 비교는 재료의 절대적 안전성을 의미하지는 않는다. 또한 본 결과는 단일 하중(1-cycle) 조건에 대한 정적 해석 결과로, 반복 하중에 따른 피로 거동(fatigue behavior)은 별도로 고려되지 않았다. 일반적으로 재료의 피로 특성을 나타내는 S-N곡선을 고려할 경우(Starke et al., 2018), 반복 하중은 단회 하중에서 항복강도를 초과하지 않더라도 누적 손상(accumulated damage)에 의해 파괴를 유발할 수 있다. 특히 응력 집중부에서는 미세 균열(micro-crack)이 발생해 파손이 가속될 수 있으며, 수소 환경의 화학적 침식 및 부식 피로(corrosion fatigue)가 동반될 경우 손상 진행 속도는 더욱 증가한다. 따라서 본 연구에서 도출한 등가 응력 및 안전계수 분석 결과는 주어진 온도·하중 조건에 대한 구조 응답의 경향을 파악하고, 취약 위치를 식별하기 위한 1차적 설계 지표로 활용 가능하나, 재료의 온도 의존 강도 및 피로 신뢰성 검토가 병행될 필요가 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 선박용 내연 기관의 연료 분사 노즐을 대상으로, 수소 연료 분사 및 미분사 상태에서의 열–구조 연성 해석을 수행하였다. 주요 결과와 분석을 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.