CopyrightⒸ2015 KSAE / 134-11 pISSN 1225-6382 / eISSN 2234-0149 DOI http://dx.doi.org/10.7467/KSAE.2015.23.1.088 Transactions of KSAE, Vol. 23, No. 1, pp.88-96 (2015)
정상유동 장치에서 유동 특성 평가 방법에 대한 연구(1) - 문제의 제기
박 찬 준․엄 인 용*
서울과학기술대학교 기계･자동차공학과
Study on Evaluation Method of Flow Characteristics in Steady Flow Bench(1) - Raising Issue
Chanjun Park․Inyong Ohm*
Department of Mechanical & Automotive Engineering, Seoul National University of Science & Technology, Seoul 139-743, Korea
(Received 5 November 2014 / Revised 10 November 2014 / Accepted 27 November 2014)
Abstract : This paper is the first investigation on the evaluation methods of flow characteristics in the steady bench.
For this purpose, several assumptions used in the steady flow evaluation are examined, comparing the measured and/or processed results by the conventional impulse swirl meter with the ones by the real velocity through a particle image velocimetry. The results show that the most questionable assumption is the solid rotation of swirl. With regard to this assumption, the flow characteristics by the conventional methods are distorted seriously by both of the eccentricity of the swirl center and non-uniform velocity profile along the cylinder radial direction. In addition, the cylinder axial velocity distribution also has the great effect on the flow characteristics.
Key words : Steady flow bench(정상유동장치), Swirl(스월), Impulse swirl meter(충격식 스월 측정기), PIV(입자 영상유속계), Velocity profile(속도분포), Eccentricity(편심)
Nomenclature1)
: area of valve inner seat, m2
: cylinder bore, m
: friction factor
: flow coefficient
: inner seat diameter, m
: Eccentricity Ratio
: moment of momentum of charge in cylinder at induction end, kg･m3
: mass of charge in cylinder at induction end, kg
: mass flow rate through port, kg/sec
*Corresponding author, E-mail: [email protected]
: engine speed, rps
: non-dimensional rig swirl
: number of intake valve
: flow rate, m3/sec
Re : equivalent of the flat plate Reynolds number
: swirl ratio
: engine stroke
: distance of swirl center from cylinder center
: moment of momentum flux, N･m
: time of intake valve opening, sec
: time of intake valve closing, sec
: theoretical velocity through port, m/sec
: crank angle intake valve opening, rad
정상유동 장치에서 유동 특성 평가 방법에 대한 연구(1) - 문제의 제기
: crank angle intake valve closing, rad
: total pressure drop over port, Pa
: density of air, kg/m3
: wall shear stress
: volumetric efficiency
: angula swirl velocity at induction end, rad/sec
: angula crank velocity, rad/sec 1. 서 론
내연기관의 내부 유동은 스파크점화기관에서는 연소속도와 화염전파 과정을 지배하고 압축점화기 관에서는 실린더 내에 직접 분사된 연료와 공기의 혼합과정을 지배함으로써 연소를 지배하므로, 기관 의 연소과정에서 가장 주요한 인자가 된다.
내부 유동은 거시적 거동과 미시적 난류특성 모두 매우 중요한데, 기관의 속도와 관련된 난류 강도와 같은 미시적 유동 특성은 주로 연소속도에 관계하는 반면, 스월을 포함한 거시적 유동 특성은 실린더 내 혼합기 분포 또는 혼합 과정 그리고 화염전파 방향을 좌우하여 결과적으로 연소 성능에 영향을 준다.1-5)
기관의 행정 진행에 따른 시기 별로 구분해 볼 때, 압축 행정 말기인 점화 또는 연소 초기의 유동이 가 장 중요한데, 그것은 이 시기의 유동 특성이 연소와 상호 작용을 하며 연소특성을 좌우하고 결과적으로 기관의 성능특성에 큰 영향을 미치기 때문이다. 그 러나 압축 행정 말기의 유동특성은 전체 흡입 및 압 축 과정에 걸친 변화의 결과이므로, 흡기시스템의 설계 변수 또는 기하학적 특성 변화에 따라 실린더 내부로 진입한 유동의 전체 변화 과정을 추적해고 그 경과를 파악하는 것도 매우 중요하다.6-8)
실린더 내의 유동은 실린더로 진입하는 시기에 따라 초기 속도와 진행 방향이 서로 다르고 , 이후 압축과정을 거치면서 상당히 변한다. 따라서 흡입 유동의 실린더 진입 시기 별로 실린더 내에서의 유 동 경로에 대한 이력을 파악할 필요가 있다. 이러한 파악이 선행되어야 개별 기관의 연소 특성을 원하 는 방향으로 실현하고자 할 때, 이에 적합한 특정한 압축 말기 유동 특성을 구현할 수 있는 흡기시스템 설계의 가능해진다.10-16)
LDA(laser doppler anemometry)나 PIV(particle image
velocimetry)와 같이 광학적 접근을 통해 실린더 내 부 유속 또는 유동특성에 대한 정보를 얻게 된 것은 비교적 최근의 일이다. 그러나 기관의 성능을 예측 하고 설계 목표를 달성하기 위해 유속 및 유동특성 에 대한 정보는 반드시 필요한 부분이므로, 광학적 또는 기타 물리적 방법을 통해 기관 내부의 유동특 성 파악이 불가능하였던 시기에도 이를 대치할 수 있는 다른 수단들이 개발되어 사용되어 왔다. 그 대 표적인 방법이 정상유동 장치이다. 즉 유속 및 유동 특성의 직접 측정이 불가능한 상황에서 기관 내부 유동에 대한 평가는 주로 정상유동 장치에 의존해 왔고, 이 결과를 흡기시스템 설계의 설계 기준으로 사용하였다.
정상유동 장치에서는 간단한 계산 및 실험에 의 해 정의된 변수들을 유동의 특성을 나타내기 위해 사용하고 있으며,9) 실제 기관 개발에서도 그 유용성 이 높게 평가되고 있다. 그 이유는 이러한 간단한 변 수라 해도 지금까지 경험적 그리고 통계적으로 실 제 성능과의 연관성을 파악하는 많은 과정을 거쳐 왔고, 그것이 유-무형적으로 데이터베이스가 되었 기 때문이다. 그러나 풍부한 데이터베이스에도 불 구하고 정상유동장치에서 어느 정도 흡입 유동의 모사 또는 예측은 가능하나,17) 기관의 성능에 가장 큰 영향을 주는 압축 말기 유동을 모사하는 것은 불 가능하고 측정 자체의 가정9,18)에도 문제점이 있는 데, 예외적인 경우 성능 변수가 내부유동 특성에 대 해 왜곡된 정보를 제공하기도 한다.12,13)
이러한 문제점에도 불구하고 실제 개발 현장에서 는, 다음과 같은 이유들로 향후에도 계속 정상유동 장치를 이용한 흡기시스템 개발을 진행할 수밖에 없다.
1) 현재까지 흡기시스템 설계에 대한 기준을 제 시해 주는 유일한 방법이다.
2) 정상유동의 유량특성은 실물 기관의 최고 출 력에 대해 상당히 정확한 정보를 제공한다.
3)정상유동 평가를 기반으로 축적된 방대한 데이 터베이스와 경험을 지속적으로 활용해야 한다.
4) 간단한 모사모델과 실물 기관을 모두 평가할 수 있고, 모사모델과 실물 기관 사이의 유동특성 차 이가 없으므로 비용과 시간에서 유리한 모사모델을 이용해 흡기시스템을 개발할 수 있다.
5) 정상유동을 통한 평가는 비용, 시간의 측면에서
Chanjun Park․Inyong Ohm
다른 수단과 비교할 수 없을 만큼 유리하다. 심지어 컴퓨터를 이용한 해석보다 시간적으로도 유리하다.
따라서 이 장치를 이용한 평가는 다른 효과적인 대안이 제시되지 않는 한 지속될 전망이고, 특히 최 고 출력과 관련한 유량 평가는 그 유효성이 매우 높 다. 그러나 현재까지 노출된 문제 특히 스월 및 텀블 값의 평가에 관련한 유동 파라미터의 정의에는 문 제의 소지가 많으며, 경우에 따라 설계 기준에 대한 잘못된 자료를 제공하기도 한다.12-16)
이러한 맥락에서 기존의 정상유동 평가 방법에 대한 평가와 문제점의 해결 방법의 모색 또는 대안 의 제안도 필요하므로, 본 논문 및 후속 논문에서는 기존의 정상 유동 평가 방법을 검토하고 개선 방법 에 대해 논의하고자 한다.
2. 정상 유동 평가 2.1 기존 평가 방법 개요
정상 유동 평가 방법은 여러 가지나 있을 수 있으 나, 현재까지 통용되는 가장 대표적인 방법18,19)을 소개하면 다음과 같다.
정상 유동 장치의 개략도는 Fig. 1에 도시한 바와 같고, 밸브 전후 압력차 를 일정하게 유지한 채 밸브 리프트를 변화시키면서 유량과 스월(또는 텀 블)을 측정한다. 이때 충격식 스월 측정기(ISM, impulse swirl meter)에 의한 토크 측정위치는 1-2
이고 통상적으로 1.75를 많이 사용한다. 측정한 데 이터를 이용해 2.2절에 제시된 계산을 통해 유동 특 성을 정의하는데, 이때 다음과 같은 가정을 한다.18)
Fig. 1 Schematics of steady flow bench
1) 실물기관과 정상유동장치에서 포트를 통해 흐 르는 유동은 비압축성이다.
2) 기관 내로 흘러 들어가는 유동은 기관이 과도 (transient) 상태더라도 정상유동장치에서와 마찬가 지로 정상유동이며 이때 포트의 유동특성(즉 와
)도 정상유동장치와 같다.
3) 실린더 내 스월은 강체회전을 한다.
4) 흡입 과정 중에 압력차는 일정하다
5) 각운동량은 보존되고 표면 마찰은 무시한다.
6) 체적효율은 1이다.
7) 흡입유동은 밸브가 열릴 때부터 닫힐 때까지 존재한다. 따라서 유량은 밸브 리프트의 함수이다.
2.2 유동 평가 방법
비압축성 유동에서 밸브 전후의 압력차에 의한 이론 속도 은 다음과 같다.
⋅ (1)
유동의 면적 는 밸브 내경시트(inner seat dia- meter, )을 기준으로 하고 다음과 같다.
(2)
유량계수 (flow coefficient)는 실제 공기가 흐르 는 면적(대표적으로 밸브 커튼 면적21))이 아닌 밸브 시트 내경 면적으로 흐를 수 있는 이상적인 공기량 으로 무차원화한다. 따라서
⋅
(3) 스월 계수 은 흡입공기의 운동량 (운동량 보존 에 의해 입구에서의 운동량 와 같다)에 대한 각 운동량(운동량의 모멘트)으로 정의된다. 각 운동량 은 다음과 같이 구할 수 있다.
⋅⋅⋅ (4)충격식 스월 측정기로 토크를 측정한 경우, 스월 의 강체회전과 축 방향 속도 가 균일하다고 가정 하면 다음과 같은 관계가 성립된다.
Study on Evaluation Method of Flow Characteristics in Steady Flow Bench(1) - Raising Issue
⋅⋅⋅
(5)
따라서 스월 계수는 다음과 같이 표현될 수 있다.
⋅
⋅⋅
(6)
스월비 는 기관의 크랭크 각속도에 대한 스월 의 각속도로 다음과 같이 정의된다.
(7) 흡입 중 압력차는 일정하고 비압축성이므로 각 밸브 리프트에서 흡입유량은 식 (3)으로부터
(8)
흡입이 끝난 후 충전된 공기의 각운동량은 이고 운동량 보존 법칙에 의해 이것은 흡입 유동 때 들어온 각운동량의 총합과 같다. 따라서
(9)기관의 회전속도는
(10)
(6), (8), (10) 식에서
(11)실린더내 공기의 유동을 강체의 회전운동으로 가 정하였기 때문에 실린더 공기의 회전 관성(moment of momentum)은 다음과 같이 표현될 수 있다.
(12) 잔류가스가 없다고 가정하면 흡입 후 실린더에 채워진 공기량 은
⋅ (13)(8), (10), (13) 식으로부터
(14)체적 효율의 정의에 의해 은 다음과 같이 쓸 수 있다.
(15)
체적 효율을 1로 가정하였으므로 (11), (14), (15) 식에서
(16)(7), (16)식에서 다음과 같은 결과를 얻는다.
(17)
전 흡입과정에 대한 평균유량계수(mean flow coefficient)는 다음과 같이 정의된다.
(18)
3. 정상 유동 평가의 검토
정상유동을 기반으로 하는 정상유동장치에서 평 가한 유동특성과 본질적으로 비정상 유동인 실물기 관의 특성이 서로 다르게 나타나는 것은 지극히 당 연하고, 실제 실무에서도 정상유동평가 결과와 기 관의 성능 사이에 일관된 연관성이 존재하는 한 굳 이 그 차이를 논할 필요는 없다. 문제는 앞서 언급한 바와 같이 정상유동에 의한 평가가 실제 내부유동 특성에 대해 왜곡된 정보를 제공하는12,13) 경우가 종 종 발생한다는 데에 있다.
실제유동과 정상유동 평가가 서로 다른 것, 정확 하게는 흡기계의 설계 변수에 따라 경향이 일치하 지 않는 가장 근본적인 이유는 정상유동 평가에 사 용된 여러 가정들이 실제 기관의 유동 및 흡입 과정 과 부합하지 않기 때문이다.
박찬준․엄인용
3.1 유량 평가
정상유동 평가에 사용되는 여러 가정 중 유량과 관련한 가정들 즉 비압축성, 과도과정 중 유동 상태, 일정 압력 차, 체적 효율 등은 평가 결과의 절대 값 에만 영향을 준다. 아울러 다수의 모델을 대상으로 평가를 한 경우에 정상유동 평가에서의 상대적인 차이는 실물 기관 성능의 상대적 차이를 비교적 잘 반영한다. 이는 정상유동 데이터가 실물 기관 밸브 에서 유동의 동적 거동을 잘 모사하고, 따라서 기관 의 정상적인 운전 속도 범위에서는 정상유동 시험 을 통해 결정된 유출 계수를 동적 성능을 예측하는 데 사용할 수 있으며 그 정확도도 상당히 높기 때문 이다.20) 따라서 유량 예측 또는 최대출력 예측을 위 한 정상유동평가는 그 유효성이 상당히 높다 할 수 있다.
3.2 마찰의 영향
스월 또는 텀블 등으로 정의되는 유동의 특성을 결정할 때 사용되는 가정은 강체회전, 각운동량 보 존과 관련된 표면(벽면)마찰에 관한 것이다. 먼저 마찰에 대해 살펴보면 다음과 같다.
실물 기관에서 실린더 내로 진입한 공기의 각 운 동량은, 실제 흡입 유동이 존재하지 않는 흡입행정 의 나머지 기간과 압축 과정 중에 벽면 마찰과 유동 내 난류 소산 등으로 감소하게 된다. 마찰은 실린더 벽, 실린더 헤드 및 피스톤 크라운에서 발생하며, 압 축 상사점에 이를 때까지 감소하는 각운동량은 대 체로 초기 운동량의 약 1/4 ~ 1/3 정도로 알려져 있 다. 그리고 평판 마찰력 계산식에 적절한 특성길이 를 적용하여 충분히 정확한 값을 얻을 수 있다고 알 려져 있다.21) 즉 실린더 벽에 대해서는
(19)마찰계수 는 평판 공식에서 다음과 같이 주어 진다.
Re (20) 여기서 (≈ )는 평판과 실린더 벽사이의 차이 를 보상하기 위해 도입된 실험적 상수이고, Re는 등가 평판레이놀즈수 [Re ]이다.
Fig. 2 Torque and friction as a function of distance from cylinder head according to valve lift (valve angle=26°,
=86mm)
실린더 헤드 및 피스톤에 대해서도 제안된 식이 있지만, 정상유동 장치에서는 피스톤에 의한 마찰 이 없고, 압축과정이 없으므로 헤드에 의한 마찰도 없다.
PIV로 측정한 속도 데이터를 기반으로 식 (5)를 이용해 실린더 및 스월 (swirl) 중심으로 구한 토크, ISM로 측정한 토크 및 식 (19), (20)을 이용하여 근사 적으로 구한 마찰 그리고 토크 및 마찰의 비를 Fig. 2 에 제시하였다. 그림에서 측정위치는 실린더 보어 (86mm)의 배수를 의미하고, 측정은 통상적인 위치 인 1.75 그리고 더 하류에 위치한 3.00, 4.50 및 6.00
지점에서 밸브 리프트 3, 8, 10mm에서 실시하였다.
그림에서 알 수 있듯이 ISM로 측정한 토크는 측 정위치가 헤드에서 멀어질수록 감소하는 경향이 있 다. 이는 마찰의 영향으로 감소한 듯 보이지만, 속도 를 측정하여 구한 토크는 오히려 증가하고 있으므 로, 이러한 토크의 변화에 마찰만 작용하는 것이 아 니라는 것을 암시한다. 특히 측정위치가 헤드에서 멀어질수록 ISM으로 측정한 토크의 감소는 마찰손 실보다 더 크게 나타나고 있다.
마찰의 영향을 더 살펴보기 위해 측정위치에 따 른 마찰과 스월 계수()와의 관계를 조사한 다른
정상유동 장치에서 유동 특성 평가 방법에 대한 연구(1) - 문제의 제기
Fig. 3 Effect of friction on swirl as a function of distance from cylinder head (replotting from presentation22))
Fig. 4 Non-dimensional swirl as a function of distance from cylinder head according to valve lift (valve angle=26°,
=86mm)
결과를 Fig. 3에 제시하였다.22)
Fig. 3은 밸브 각도가 0인 CI(compression ignition) 기관을 대상으로 측정한 것으로, 밸브 각도가 10° 이 상인 SI(spark ignition) 기관에 비해 헤드로부터의 거 리가 같아도 상대적으로 스월의 전개가 더 진행되 어 있기 때문에 마찰도 크다.
Fig. 3에서 300mm는 Fig. 2의 3.5에 해당하는 위치 인데, 동일 위치 대비 마찰 손실은 Fig. 2에 제시된 값보다 크게 나타나고 있지만, 300mm에서 총 손실 은 15%이고 1.75 대비 3.0에서의 손실은 7% 내 외이다. 즉 정상유동의 경우 앞서 언급한 피스톤 또 는 헤드에 의한 마찰 손실이 없으므로 실물 기관에 서의 손실인 1/3-1/4 와는 큰 차이가 난다.
Fig. 4는 Fig. 2에 도시된 헤드에 대해 1.75부터 6.50까지 0.25 간격으로 ISM로 토크를 측정하여 구한 스월 계수()를 나타낸 것이다.
그림에서 알 수 있듯이 측정위치에 따른 의 감 소는 예측한 마찰보다 크게 나타나고, 심지어 5.25
에서는 예외적으로 증가하기도 한다. 아울러 비정 상적으로 증가하는 5.25를 제외하면 5.00 이상 에서는 감소의 기울기가 현저히 작아진다.
따라서 ISM로 측정한 토크가 측정위치에 따라 변 하는 것은 마찰 이외에도 다른 요인이 있음을 암시 하며, 동시에 속도분포로 계산한 토크도 측정위치 가 멀어질수록 증가한다는 것도 이를 뒷받침 한다.
3.3 강체 회전
3.3.1 스월 중심과 축 방향 속도 영향
실린더 내의 스월이 강체 회전과 같은 거동을 한 다는 가정에는 일단 스월의 중심과 실린더의 중심 이 일치한다는 것을 전제로 한다. Fig. 5에 임계점 이 론(critical point theory)23)을 적용하여 스월의 중심을 구한 결과를 도시하였다.
Fig. 5 Variation of swirl center as a function of distance from cylinder head according to valve lift (valve angle=26°,
=86mm)
그림에서 알 수 있듯이 6.00까지 측정위치를 연 장하여도 스월의 중심과 실린더의 중심은 상당한 차이를 가지고 일치하지 않으며, 편심도( , eccen- tricity ratio)를 스월 중심()를 반경으로 나눈 것으 로 정의한 경우( ) 0.35 ~ 0.63범위에 있 다. 그리고 측정위치 변화에 따른 중심의 변화는 시 계 방향으로 진행하는데, 이는 스월의 회전 방향과 일치한다.
이러한 스월 중심과 실린더 중심의 불일치 즉 편 심이 측정된 토크에 어떠한 영향을 미치는지 알아 보기 위해, 스월이 강체회전을 하는 경우 편심도에 따른 실제 토크와 ISM로 측정한 토크를 계산하여 비교한 결과를 Fig. 6에 제시하였다.
이 계산에서 축 방향 속도에 대한 두 가지 다른 가 정을 적용하였는데, 축 방향 속도가 전체 평면에서 일정한 경우(Fig. 6(a)) 그리고 축 방향 속도가 스월
Chanjun Park․Inyong Ohm
Fig. 6 Variation of real torque and torque by ISM as a function of eccentricity in case of (a) constant axial velocity() and (b) axial velocity() proportional to tangential velocity()
속도에 비례하는 경우(Fig. 6(b))이다. 축 방향 속도 가 스월 속도에 비례한다는 가정을 사용한 이유는, 포트를 통과한 유동은 실린더에서 수평면에 균일하 게 분포하지 않고 주 유동의 진행은 실린더의 일부 에 치우쳐서 진행한다. 주 유동의 속도가 가장 빠르 고 이 유동의 수평 성분이 스월이므로 스월이 크면 축 방향 속도도 크다고 가정하는 것이 합리적이다.
먼저 식 (5)와 같이 축 방향 속도 가 균일한 경 우, ISM로 측정한 토크는 마찰이 없는 한 항상 일정 하고 반면 실제 토크는 편심도의 제곱에 비례하여 증가한다. 따라서 스월의 편심도가 증가함에 따라 ISM로 측정한 토크는 실제 토크보다 상당히 저평가 된다.
축 방향 속도가 스월 속도에 비례하는 경우, 편심 도에 따라 실제 토크는 더 크게 증가하고, 이 경우에 는 ISM로 측정한 토크도 증가한다. 그러나 실제 토 크와 ISM로 측정한 토크의 비는 편심도가 증가함에 따라 축 방향 속도가 균일한 경우보다 더 크게 증가 한다. 따라서 앞에서 언급하였던, 측정위치가 멀어 짐에 따라 ISM로 측정한 토크의 감소가 마찰손실을 고려하여도 지나치게 크게 나타나는 것에 대한 설 명이 될 수 있다. 즉 측정위치가 멀어지면서 마찰도 작용하지만 편심도도 감소하여 측정한 토크 값이 감소하는 것이다.
아울러 이것은 Fig. 2에 나타난 속도분포로 구한 토크가 오히려 측정위치가 멀어짐에 따라 증가하는 경우에 대한 설명이 될 수 있다. 즉 측정위치가 가까 울수록 축 방향 속도가 심하게 차이가 나는데, 식 (5) 를 이용해 계산을 하면 이를 반영하지 못해 실제보 다 낮게 평가된다. 이어서 실린더를 따라 유동이 진
행함에 따라 분포가 균일해 지므로 실제 값에 가깝 게 평가된다.
3.3.2 스월 속도 분포 영향
강체 회전 가정에 포함된 마지막 검토 항목은 속 도 분포가 실린더 반경 방향으로 직선적이라는 것 즉 스월의 각속도가 일정하다는 것이다. 이 부분을 검토하기 위해 실제 측정한 속도를 반경 방향에 대 해 정리한 것을 Fig. 7에 제시하였다.
그림에서 일점쇄선으로 나타낸 것은 ISM로 측정 한 토크를 역산하여 구한 직선적 속도 분포를 최고 속도로 무차원화 한 것이고, 밴드 형태로 보이는 실 선은 실제 속도를 가상 최고 속도로 무차원화 한 속 도, 그리고 점선과 쇄선은 각각 속도 및 각속도 분포 를 3차식으로 곡선 맞춤(curve fitting)한 결과이다.
그림에서 알 수 있듯이 실제 속도 분포는 측정위 치가 가까운 경우(1.75) ISM로 예측한 분포와 크 게 차이가 나고 먼 경우(6.00) 차이는 줄어들지만 역시 직선적이지는 않다.
이러한 분포의 차이에 의해, ISM로 측정한 토크 를 기반으로 스월의 각속도를 구하고 스월 계수를 구하는 식 (5)와 (6)을 사용할 때 어떤 변화가 발생하 는지 검토하기로 한다.
강체회전의 경우 식 (6)에서 토크와 각속도는
∝ 의 관계가 있다. 그러나 강체회전이 아닌 경 우 ∝ 의 관계가 있고, 이 값을 곡선 맞춤한 속도 분포를 식 (5)에 적용하여 실린더 중심으로 계
Fig. 7 Tangential and angular velocity profile as a function of distance from (a) cylinder center and (b) swirl center (valve angle=26°, valve lift=10mm)
Study on Evaluation Method of Flow Characteristics in Steady Flow Bench(1) - Raising Issue
Fig. 8 Angular velocity as a function of distance from cylinder head (a) constant axial velocity() and (b) axial velocity() proportional to tangential velocity()
산한 결과를 Fig. 8에 도시하였다. 그림에서 토크는 ISM로 측정한 값으로 일정하므로 (Solid/Real) 값이 1보다 작을수록 ISM 결과로 계산한 각속도가 실제 보다 더 크게 평가되었다는 것을 의미한다.
도시된 바와 같이, ISM로 측정한 토크를 이용하 여 각속도를 구하는 경우, 헤드에서 거리가 가까울 수록 각속도는 실제보다 높게 평가되고 멀어짐에 따라 실제와 가까워지는 경향이 있다. 이러한 경향 은 Fig. 4에 도시된 측정위치에 따른 스월 계수의 감 소가 마찰에 의한 감소보다 큰 이유에 대한 설명이 될 수 있다. 즉 측정위치가 가까울수록 각속도가 크 게 평가되어 스월 계수가 크고 멀어짐에 따라 실제와 가깝게 평가되어 5이상에서 안정된 값을 지닌다.
이상과 같이 본 연구에서는 정상유동장치를 이용 해 유동 특성을 평가하는 경우, 현재의 방법을 이용 할 때 발생할 수 있는 문제점들에 대해 대략적인 검 토를 하였다. 요약하면 스월이 실린더 중심에서 강 체회전을 한다는 가정을 사용함으로써 경우에 따라 매우 잘못된 결과를 유도할 수 있다는 것이다. 정상 유동 평가의 목적은 흡입유량과 압축 말기의 유동 특성을 평가하여 이를 실제 기관의 개발에 이용하 는 것이다. 따라서 가급적 실물 기관의 유동을 더 가 깝게 모사할 수 있는 개선된 방법이 요구된다.
향후 측정과 평가 방법 그리고 실물기관에 관련 된 여러 파라미터, 예를 들면 측정위치, 흡기 시스템 구성, 처리 방법 등에 대해 논의하면서 개선의 방법 에 대해 논의하고자 한다.
4. 결 론
현재의 정상유동 평가 방법을 개선하기 위하여 충격식 스월 측정기를 이용한 통상적인 방법의 문 제점을 실제 유동과 비교하여 검토한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 현행 방법에서 스월의 강체 회전 가정이 가장 큰 오차를 발생시킨다.
2) 스월 중심이 편심되어 있으면 편심도는 실제 토 크에 큰 영향을 주지만 충격식 스월 측정기로는 편심의 효과를 확인할 수 없다.
3) 충격식 스월 측정기로 예측한 스월의 각속도는 실제와 큰 차이가 나며 이것은 결과적으로 스월 계수를 왜곡시킨다.
4) 스월 속도분포뿐만 아니라 축방향 속도분포도 실 제 토크에 큰 영향을 준다.
후 기
이 연구는 서울과학기술대학교 교내연구비의 지 원으로 수행되었습니다. (2012-1056)
References
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박찬준․엄인용
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