Emission Reduction by Mixture Formation in a Diesel-Natural Gas Dual-Fuel Engine at Low Loads

경유-천연가스 이종연료 엔진의 저부하 영역에서 혼합기 형성을 통한 배기배출 저감

박현욱

^*,†

^**

^*

^*

^*

^***

Emission Reduction by Mixture Formation in a Diesel-Natural Gas Dual-Fuel Engine at Low Loads

Hyunwook Park, Junsun Lee, Seungmook Oh, Changup Kim, Yongkyu Lee and Choongsik Bae

Key Words: Dual fuel(이종연료), Natural gas(천연가스), Diesel fuel(경유), RCCI(반응성제어압축착화), Mixture preparation(혼합기 형성), Low load(저부하)

Abstract

A mixture preparation strategy was proposed and evaluated in a diesel-natural gas dual-fuel engine to reduce hydrocarbon (HC) and carbon monoxide (CO) emissions under low load conditions. An experimental investigation was conducted in a single-cylinder compression-ignition engine. Natural gas was supplied with air during the intake stroke, and diesel was injected directly into the combustion chamber during the compression stroke. First, effects of diesel start of energizing (SOE) and natural gas substitution ratio on the combustion and exhaust gas emissions were analyzed. Based on the results, the mix- ture preparation strategy was established. A low natural gas substitution ratio and a high exhaust gas recirculation (EGR) rate were effective in reducing the HC and CO emissions.

1. 서 론

압축착화 엔진은 높은 열효율 및 토크로 인해 버스, 트럭, 건설기계 등의 상용 부문에서 널리 이용되고 있 다. 그러나 파리기후협약 이후, 세계적으로 온실가스 배출이 이슈화되어 효율 향상, 저탄소 연료 적용, 하이 브리드화 등을 통한 온실가스 저감이 요구되고 있다.

또한 지속적으로 강화되고 있는 배기규제로 인해, 압

축착화 엔진의 질소산화물(nitrogen oxides, NOX) 및 입자상물질(particulate matter, PM) 저감을 위한 후처 리장치의 의존도가 증가하고 있으며, 이는 비용 증가 로 이어지고 있다. 따라서 상용 부문의 압축착화 엔진 에서 온실가스 및 유해 배출가스 저감을 위한 신연소 개발이 요구된다⁽¹⁾.

이종연료(dual fuel) 연소 기술은 현재까지 개발된 수 많은 신연소 기술 중 가장 실용화 단계에 근접한 기술 로 알려져 있고, 실제로 일부 선박 및 대형 트럭에 적 용되고 있다. 이종연료 연소 기술은 주로 흡기 행정에 고옥탄가 연료(가솔린, 천연가스 등)를 실린더 내로 공 기와 함께 공급하여 연료-공기 예혼합기를 형성시킨 후, 압축 행정에 고세탄가 연료(경유, 바이오디젤 등) 를 연소실 내로 직접 분사하여 예혼합된 연료-공기 혼 합기의 점화원으로 작용한다^(2-5). 이종연료 연소는 연 소실에 직접 분사되는 고세탄가 연료의 분사시기에 따

(Received: 17 Oct 2019, Received in revised form: 7 Dec

2019, Accepted: 8 Dec 2019)

*

한국기계연구원 그린동력연구실

**

과학기술연합대학원대학교 환경에너지기계공학

***

한국과학기술원 기계공학과

†

책임저자, 정회원, 한국기계연구원 그린동력연구실 E-mail : [email protected]

TEL : (042)868-7177 FAX : (042)868-7305

라 상사점 부근에 분사하는 pilot dual fuel (Pilot-DF) 연소와 압축행정 초기 또는 중기에 분사하여 예혼합기 를 형성시키는 reactivity controlled compression igni- tion (RCCI) 연소로 구분된다^(3-5). 이종연료 연소에서 예혼합된 연료-공기 혼합기는 일반 디젤 연소 대비 낮 은 당량비를 가지며, 이는 PM 생성을 억제한다^(3,5,6). 또한 연료-공기 예혼합기의 저온연소는 NOX 생성을 억제한다^(3,6,7).

이종연료 엔진의 고옥탄가 연료로 천연가스를 적용할 경우, 저탄소 연료의 이점으로 이산화탄소를 저감할 수

있다^(4,8). 또한 천연가스의 낮은 반응성은 최고 열방출률

(peak heat release rate)을 감소시켜, 이종연료 연소의 고 부하 운전영역 확장에 이점을 가진다^(4,9). 그러나 천연가 스의 낮은 반응성은 저부하 운전영역에서 낮은 열효율, 높은 미연 탄화수소(hydrocarbon, HC) 및 일산화탄소 (carbon monoxide, CO)을 초래한다^(10-12). Doosje 등은 천 연가스와 경유를 연료로 하는 이종연료 엔진의 저부하 영역에서 마찰 손실과 연소 손실로 인해 열효율이 급격 히 감소하고, 높은 수준의 미연 탄화수소 및 일산화탄소 가 배출된다고 보고하였다⁽¹⁰⁾. Nieman 등은 computa- tional fluid dynamics (CFD) 시뮬레이션을 통해, 경유-천 연가스 이종연료 엔진의 다양한 운전영역에서 낮은 수 준의 NOX및 PM 배출을 달성할 수 있었으나, 운전부하 가 감소할수록 연소효율이 감소하고, HC 및 CO 배출이 급격히 증가한다고 보고하였다⁽¹¹⁾. Ansari 등은 경험적 모델을 적용하여 경유-천연가스 이종연료 엔진과 일반 디젤 연소를 비교하였다. 중부하 이상에서는 낮은 NOX

및 PM 배출로 인해 이종연료 엔진이 우수하였으나, 저 부하에서는 이종연료 엔진의 낮은 배기가스 온도로 인 해 미연 탄화수소 및 일산화탄소 배출 저감에 한계가 있으므로 일반 디젤 연소가 이종연료 연소 대비 적합하 다고 보고하였다⁽¹²⁾.

본 연구에서는 위에서 언급된 경유-천연가스 이종연 료 엔진의 저부하 영역에서 발생되는 문제점(높은 HC 및 CO 배출)의 원인을 분석하고, 이를 극복하기 위한 혼합기 형성 전략을 제시하는 것을 목표로 하였다.

2. 실험 장치 및 실험 조건

2.1 실험 장치

본 연구에 적용된 엔진은 1L급 단기통 압축착화 엔진 으로 자세한 제원은 Table 1에 나타내었다. 엔진 실린더

의 직경과 행정은 각각 100 mm와 125 mm이고, 압축비 는 17.4:1이다. 해당 엔진은 고압펌프, 커먼레일, 직접분 사식 솔레노이드 인젝터가 포함된 경유 연료 공급 시스 템이 장착되어 있다. 흡기관 및 배기관 사이에는 배기가 스재순환(exhaust gas recirculation, EGR) 적용을 위한 EGR 밸브 및 쿨러가 장착되어 있다.

Figure 1은 경유-천연가스 이종연료 엔진 실험을 위한 구성도를 나타낸 것이다. 천연가스는 압축용기에서 레 귤레이터와 질량유량 제어기(Bronkhorst, F-202AV)를 거쳐 흡기 포트로 공급되었다. 경유는 커먼레일 시스템 을 거쳐 실린더 내로 직접 분사되었으며, 해당 질량 유 량은 연비계(AVL, 733S)를 통해 측정되었다. 본 연구에 서 적용된 천연가스 및 경유의 물성치는 Table 2와 Table 3에 나타내었다. 이를 반영하여, 천연가스 대체율

Table 1 Engine specifications

Engine type

Single-cylinder, compression-ignition, direct-injection, heavy-duty Combustion chamber Re-entrant bowl

Displacement [L] 0.981 Bore×Stroke [mm] 100×125 Compression ratio [−] 17.4 Fuel injection

equipment

Common-rail, direct-injection system (1800 bar)

EGR system Cooled-EGR

Fig. 1 Schematic diagram of engine setup⁽¹³⁾

은 실린더에 공급된 전체 연료의 에너지 중 천연가스의 에너지 비율로 정의되었다. 연소 발생으로 인해 변화되 는 실린더 내 압력은 압력센서(Kistler, 6052C)를 통해 측정하였고, 연소 결과 발생된 배기 배출가스(NOX, THC, CO, CO₂, O₂)는 배기가스 분석기(Horiba, 7100 DEGR)와 스모크 미터(AVL, 415S)를 통해 측정하였다.

측정된 연료 질량 유량, 압력 및 배기 배출가스는 데이 터수집장치(NI, cRIO-9024)를 통해 저장되었다.

2.2 실험 조건

Table 3은 본 연구에서의 실험 조건을 나타낸 것이다.

엔진 속도는 해당 엔진의 최고 토크 지점을 갖는 1400 rpm으로 고정하였고, 엔진 부하는 대표적 저부하 영역 인 도시평균유효압력(indicated mean effective pressure, IMEP) 3 bar로 운전되었다. 흡기 온도 및 냉각수 온도 는 각각 300 K와 353 K로 제어하였고, 경유의 분사압 력은 1000 bar로 고정하였다. 경유 분사시기는 -60 crank angle degree (CAD) after top dead center (aTDC)부터 top dead center (TDC)까지 5 CAD 간격으로 변경하였 다. 천연가스 대체율은 20% ~ 80%까지 적용하였으며, EGR률은 최대 50%까지 적용하였다.

3. 결과 및 토론

3.1 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화가 이종 연료 엔진의 연소 및 배기에 미치는 영향

경유-천연가스 이종연료 엔진의 저부하 영역에서 발 생하는 문제점 및 그 원인을 분석하기 위해 매개변수 (경유 분사시기, 천연가스 대체율) 변화에 따른 연소 및 배기 배출 특성을 분석하였다.

Figure 2는 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 CA50 변화를 나타낸 것이다. 본 연구에서 CA50 은 총 방출된 열량의 50%가 발생하는 크랭크 각으로 정 의하였다. 그래프에서 천연가스 대체율 증가에 따라 운 전 가능한 경유 분사시기 영역이 감소하였는데, 이는 경 유-천연가스 이종연료 엔진의 저부하 운전영역에서 천 연가스 비율이 증가할수록 혼합기의 희박도가 증가하여 실화(misfire)가 발생하였기 때문이다. 본 연구에서 디젤 Table 2 Natural gas properties

Gas density [kg/Nm³] 0.829 Motor octane number [−] 124 Methane number [−] 81.7 Lower heating value [MJ/Nm³] 38.5 Stoichiometric air-to-fuel ratio 16.9

Table 3 Diesel fuel properties Density @ 293 K [kg/m³] 826 Cetane number [−] 52.1 Lower heating value [MJ/kg] 42.5

T10* [K] 508

T50* [K] 562

T90* [K] 616

Stoichiometric air-to-fuel ratio 14.5

*T10, T50, T90: the temperature at which 10%, 50%, and 90% of fuel evaporates

Table 4 Experimental conditions Engine speed [rpm] 1400 Engine load (net IMEP) [bar] 3 Intake temperature [K] 300 ± 1 Coolant temperature [K] 353 ± 1 Diesel injection pressure [bar] 1000 Diesel start of energizing [CAD] -60 ~ 0 Natural gas substitution [%] 20 ~ 80

EGR rate [%] 0 ~ 50

Fig. 2. Effect of diesel start of energizing and natural gas substitution ratio on CA50

분사시기 변경에 따른 CA50의 거동에 따라 Pilot-DF 연 소와 RCCI 연소로 구분하였다. Pilot-DF 연소 영역은 상사점 부근에 경유를 분사하는 늦은 경유 분사에 해당 되며, 해당 영역에서 경유 분사시기를 진각하면 CA50 이 진각되었다. Pilot-DF 연소에서 경유를 분사할 경우, 미립화, 증발 및 혼합기 형성이 짧은 점화지연 기간 내 에 발생하고, 이에 따라 Fig. 3(a)와 같이 경유 분사시기 에 따라 연소상이 결정되었다⁽⁴⁾. 반면에 RCCI 연소 영 역은 압축행정 초·중기에 경유를 분사하는 이른 경유 분 사에 해당되며, 해당 영역에서 경유 분사시기를 진각하 면 CA50이 지각되었다. RCCI 연소 영역에서 경유를 분 사할 경우, 경유 분사 시점의 분위기 온도가 경유의 자 발점화 온도보다 낮아서 상대적으로 긴 점화지연을 거 치게 된다. 이때 경유 분사시기를 진각하면 연소 시작 시점에 상대적으로 희박한 혼합기를 형성시키고, 이에

따라 Fig. 3(b)와 같이 연소상이 지각되었다⁽⁵⁾.

Figure 4는 천연가스 대체율 증가에 따른 연소상 거동 을 나타낸 것으로, 고정된 경유 분사시기에서 천연가스 대체율이 증가하면, 최고 열방출률이 감소하면서 연소 상이 지각되었다⁽⁶⁾. 이는 천연가스 대체율 증가에 따라 흡기 행정에 실린더 내로 유입되는 천연가스 비율이 증 가하여, 상대적으로 희박하고 반응성이 낮은 연료-공기 혼합기를 형성시켜, 점화지연이 증가하였기 때문이다.

Figure 5는 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 NOX배출 특성을 나타낸 것이다. Pilot-DF연소 영 역에서 경유 분사시기를 진각하면 NOX배출이 증가하 였다. 추가적으로 경유 분사시기를 진각하여 RCCI 연 소 영역에 도달하면, 경유 분사시기 진각에 따라 NO^X 배출이 감소하였다. 이는 Fig. 3의 열방출률 곡선을 통

Fig. 3 Effect of diesel start of energizing on heat release rate

Fig. 4 Effect of natural gas substitution ratio on heat release rate

Fig. 5 Effect of diesel start of energizing and natural gas substitution ratio on NO_X emission

해 설명할 수 있다. Pilot-DF 연소 영역에서 경유 분사 시기를 진각하면 연소상 진각 및 최고 열방출률이 증가 하고, 이에 따라 연소 온도가 상승하여 NOX배출이 증 가하였다. 경유 분사시기를 추가적으로 진각하여 RCCI 연소 영역에 도달하면, 경유 분무가 피스톤 보울을 벗어 나 스퀴시 영역으로 향하게 된다. Fig. 6은 경유 분사시 기에 따른 경유 분무가 향하는 지점을 나타낸 것이다.

경유 분무가 피스톤 보울을 벗어나 스퀴시 영역으로 향 하는 분사시기(-25 CAD aTDC) 이전으로 경유를 분사 할 경우, 경유가 피스톤 보울 뿐만 아니라 스퀴시 영역 의 천연가스-공기 혼합기와 함께 예혼합기를 형성하게 된다. 이때 경유 분사시기를 진각하면 예혼합기의 반응 성이 감소하게 되어, Fig. 3(b)와 같이 최고 열방출률이 감소하면서 연소상이 지각되고, 이에 따라 연소 온도가 감소하여 NOX배출이 감소하였다⁽⁵⁾.

모든 경유 분사시기에서 천연가스 대체율을 증가하면 NO_X배출이 감소하였다. 이는 압축 행정에 연소실 내로 직접 분사되는 경유를 대신하여 흡기 행정에 연소실 내 로 공급되는 천연가스 비율이 증가하면 상대적으로 희 박하고 반응성이 낮은 연료-공기 혼합기를 형성시키고, 이에 따라 Fig. 4와 같이 연소상 지각 및 최고 열방출률 이 감소하였기 때문이다.

Figure 7은 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 PM 배출 특성을 나타낸 것이다. Pilot-DF 연소 영 역에서 경유 분사시기를 진각하면 PM 배출이 소폭 증 가하다가, RCCI 연소 영역에 도달하면 경유 분사시기 진각에 따라 PM 배출이 감소하는 경향을 보였다. 이는 RCCI 연소 영역에서 경유 분사시기 진각에 따라 연료- 공기 혼합기의 균일도가 증가하고, 상대적으로 희박한 혼합기가 형성되기 때문이다. 모든 경유 분사시기에서 천연가스 대체율이 증가할수록 흡기 행정에 공급되는

천연가스 비율 증가로 인해 희박한 연료-공기 혼합기가 형성되어 PM 배출이 감소하였다.

Figure 8은 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 THC 배출 특성을 나타낸 것이다. 경유 분사시기 진각에 따라 THC 배출이 감소하다가 증가하였다. Pilot- DF 연소 영역에서는 경유 분무가 피스톤 보울 내로 향 하기 때문에(Fig. 6 왼쪽) 스퀴시 영역에 위치한 천연가 스가 연소과정에 참여하지 못하게 된다⁽¹⁴⁾. 경유 분사시 기를 진각하여 RCCI 연소 영역에 도달하면, 반응성이 높은 경유 분무가 피스톤 보울을 벗어나 스퀴시 영역에 도 도달하여(Fig. 6 오른쪽), 스퀴시 영역의 연료-공기 혼합기의 반응성이 증가하게 되어 THC 배출이 감소하 였다⁽¹³⁾. 그러나 경유 분사를 -35 CAD aTDC 이전으로 진각하면, 저부하 운전에서 연료-공기 혼합기의 희박도 Fig. 6 Spray targeting of diesel fuel according to diesel

start of energizing

Fig. 7 Effect of diesel start of energizing and natural gas substitution ratio on PM emission

Fig. 8 Effect of diesel start of energizing and natural gas substitution ratio on THC emission

가 감소하여 연소 온도 감소로 인해 THC 배출이 증가 하였다. 모든 경유 분사시기에서 천연가스 대체율이 증 가하면 THC 배출이 증가하였다. 이는 틈새 체적으로 유입되는 천연가스 유량이 증가하기 때문이다. 압축 행 정에 틈새 체적으로 유입된 천연가스는 팽창 행정에 연 소실 내로 유입되나 낮은 연소 온도로 인해 연소 반응 에 참여하지 못하고 THC로 배출되었다⁽⁸⁾.

Figure 9는 경유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 CO 배출 특성을 나타낸 것이다. CO 배출 특성은 NOX배출과 반대의 경향을 보였다. Pilot-DF 연소 영역 에서 경유 분사시기를 진각할수록 연소 온도가 증가하 여 NOX배출은 증가한 반면 CO 배출은 감소되었다.

RCCI 연소 영역에서는 경유 분사시기를 진각할수록 상대적으로 반응성이 낮은 연료-공기 혼합기가 형성되 어 NOX배출은 감소한 반면 CO 배출은 증가하였다.

경유-천연가스 이종연료 엔진의 저부하 영역에서 경 유 분사시기 및 천연가스 대체율 변화에 따른 연소 및 배기배출 특성을 분석한 결과, Pilot-DF 연소 영역에서 는 높은 NOX배출로 인해 일반 디젤 연소의 단점으로 지적되는 NOX배출 저감에 한계가 있었다. RCCI 연소 영역에서는 경유 분사시기 진각 및 천연가스 대체율 증 가를 통해 NOX및 PM 배출의 동시 저감이 가능하였으 나, 연소 온도 감소로 인해 THC 및 CO 배출이 증가하 였다. 이는 서론에 언급한 선행 연구와 비슷한 결과를 보였다. 연료의 분사량이 적은 저부하 운전영역에서 RCCI 연소의 THC 및 CO 배출 증가는 희박한 연료-공 기 혼합기에 기인하였다(본 연구의 3 bar IMEP 조건에 서 당량비 = 0.29). 특히 THC 배출은 천연가스 대체율

증가에 지배적인 영향을 받았다.

3.2 혼합기 형성 전략을 통한 배기배출 저감 경유-천연가스 이종연료 엔진의 RCCI 연소 영역에서 경유 분사시기 진각 및 천연가스 대체율 증가를 통해 NO_X및 PM 배출의 동시 저감이 가능하였으나, THC 및 CO 배출이 증가하는 문제점을 보였다. 위의 문제점을 해결하기 위해 저부하 운전영역에서 혼합기 형성 전략 을 적용하였다.

Figure 10은 혼합기 형성 전략에 따른 배기 배출 특성 을 나타낸 것이다. 앞 절에서 천연가스 대체율 감소에 따라 THC 및 CO 배출은 감소한 반면, NOX및 PM 배 출이 증가하였다. 따라서 THC 및 CO 배출 저감을 위 해 낮은 천연가스 대체율을 적용하였고, 이에 따른 NOX

및 PM 배출 증가를 감소시키기 위해 동시에 높은 EGR 률을 적용하였다. 본 연구에서 적용한 모든 경유 분사시 기에서 단계적으로 천연가스 대체율을 감소하고, EGR 률을 증가하였을 때, EGR률 증가 효과로 NOX및 PM 배출이 감소하였고, 천연가스 대체율 감소 효과로 인해 동등 CO 배출 수준에서 THC 배출이 감소하였다.

Fig. 9 Effect of diesel start of energizing and natural gas substitution ratio on CO emission

Fig. 10 Effect of mixture preparation strategy on exhaust gas emissions under a low load condition

Figure 10에서 혼합기 형성 전략에 따른 배기 배출 저 감 원인을 파악하기 위해 천연가스 대체율 감소와 EGR 률 증가 효과를 분리하여 분석하였다. Fig. 11과 Fig. 12 는 각각 혼합기 형성 전략에 따른THC 및 CO 배출과 NOX및 PM 배출을 나타낸 것이다. Base 조건 (경유 분 사시기 = -30 CAD aTDC, 천연가스 대체율 = 60%) 대비 경유 분사시기를 고정한 상태에서 천연가스 대체율을 20%까지 감소하여 THC 및 CO 배출을 동시에 저감 가 능하였으나, 증가한 연소 온도로 인해 NOX및 PM 배출 이 증가하였다. NOX및 PM 배출 저감을 위해 경유 분 사시기와 천연가스 대체율을 고정한 상태에서 EGR을 주입하였다. EGR률을 50%까지 적용한 결과, NOX 및 PM 배출이 효과적으로 저감되었으나, CO 배출이 증가 하였다. 이는 Fig. 13의 혼합기 형성 전략에 따른 열방

출률 곡선을 통해 설명할 수 있다. EGR 주입에 따라 EGR의 희석 및 열적 효과로 연소상 지각 및 최고 열방 출률이 감소하고, 이에 따라 연소 온도가 감소하였다⁽¹³⁾. 따라서 경유-천연가스 이종연료 엔진의 저부하 영역에 서 혼합기 형성 전략(경유 비율 및 EGR률 증가)을 통해 낮은 NOX및 PM 배출을 유지하면서 THC 및 CO 배출 저감이 가능하였다.

저부하 운전영역에서 혼합기 형성 전략은 열효율 향 상에도 효과를 보였다. Fig. 14는 혼합기 형성 전략에 따 른 연소효율 및 열효율 변화를 나타낸 것이다. Base 대 비 경유 비율 및 EGR률 증가를 통해 열효율 또한 향상 되었다. 이는 Fig. 13의 열방출률 곡선에서 나타난 것과 같이 Base 조건에서 혼합기 형성 전략을 통해 최고 열 방출률이 증가되고, 연소 기간이 감소되었기 때문이다.

Fig. 11 Effect of mixture preparation strategy on THC and CO emissions

Fig. 12 Effect of mixture preparation strategy on NO_X and PM emissions

Fig. 13 Effect of mixture preparation strategy on heat release rate

Fig. 14 Effect of mixture preparation strategy on combus- tion efficiency and thermal efficiency

이러한 열방출률 곡선은 연소 속도가 느린 천연가스의 비율이 감소하고, 경유 비율 증가로 인해 연소가 개선되 었기 때문이다.

4. 결 론

본 연구에서는 경유-천연가스 이종연료 엔진의 저부 하 영역에서 문제점으로 지적되는 HC 및 CO 배출 저 감을 위해 혼합기 형성 전략을 제시하였다. 우선 매개변 수(경유 분사시기, 천연가스 대체율) 변경을 통해 이종 연료 엔진의 저부하 운전영역에서 HC 및 CO 배출이 증가하는 원인을 파악하였고, 이에 기반하여 혼합기 형 성 전략을 수립하였다. 본 연구의 주요 결론은 다음과 같다.

(1) 경유를 상사점 부근에 분사하는 Pilot-DF 연소 영 역에서는 경유의 확산연소로 높은 NOX배출을 보임.

(2) 경유를 압축행정 중기에 분사하는 RCCI 연소 영 역에서 경유 분사시기 진각 및 천연가스 대체율 증가를 통해 NOX및 PM 배출 저감이 가능하나, 저부하 영역의 희박한 혼합기 형성으로 THC 및 CO 배출이 증가함.

(3) THC 및 CO 배출 저감을 위해 낮은 천연가스 대 체율을 적용하였고, 이에 따른 NOX및 PM 배출 증가를 감소시키기 위해 동시에 높은 EGR률을 적용함.

(4) 혼합기 형성 전략을 통해 낮은 NOX및 PM 배출 을 유지하면서 THC 및 CO 배출 저감이 가능하였고, 연 소 개선을 통해 열효율 또한 향상됨.

후 기

본 연구는 산업통상자원부 기계 산업핵심기술개발사 업의 “디젤천연가스 고효율 융합연소 신엔진 기술개발 (20003640)” 과제의 지원에 의해 수행되었으며 이에 감 사드립니다.

참고문헌

(1) M. Yao, Z. Zheng and H. Liu, “Progress and recent trends in homogeneous charge compression ignition (HCCI) engines”, Progress in Energy and Combustion Science, Vol. 35, No. 5, 2009, pp. 398~437.

(2) 이준순, 정탄, 이용규, 김창업, 오승묵, “합성가스/디 젤 혼소압축착화 엔진의 합성가스 혼합비와 압축비에 따른 연소 및 배출가스 특성”, 한국액체미립화학회지, Vol. 24, No. 1, 2019, pp. 35~42.

(3) R. D. Reitz and G. Duraisamy, “Review of high effi- ciency and clean reactivity controlled compression igni- tion (RCCI) combustion in internal combustion engines”, Progress in Energy and Combustion Science, Vol. 46, 2015, pp. 12~71.

(4) D. E. Nieman, A. P. Morris, G. D. Neely, A. C. Matheaus and J. T. Miwa, “Utilizing Multiple Combustion Modes to Increase Efficiency and Achieve Full Load Dual- Fuel Operation in a Heavy-Duty Engine”, SAE Tech- nical Paper, 2019, No. 2019-01-1157.

(5) J. Benajes, A. García, J. Monsalve-Serrano, and V. Boro- nat, “Achieving clean and efficient engine operation up to full load by combining optimized RCCI and dual-fuel diesel-gasoline combustion strategies”, Energy Conver- sion and Management, Vol. 136, 2017, pp. 142~151.

(6) S. L. Kokjohn, R. M. Hanson, D. A. Splitter and R. D.

Reitz, “Fuel reactivity controlled compression ignition: a pathway to controlled high-efficiency clean combus- tion”, International Journal of Engine Research, Vol. 12, No. 3, 2011, pp. 209~226.

(7) J. Benajes, J. V. Pastor, A. García and J. Monsalve-Ser- rano, “The potential of RCCI concept to meet EURO VI NOx limitation and ultra-low soot emissions in a heavy-duty engine over the whole engine map”, Fuel, Vol. 159, 2015, pp. 952~961.

(8) L. Wei and P. Geng, “A review on natural gas/diesel dual fuel combustion, emissions and performance”, Fuel Processing Technology, Vol. 142, 2016, pp. 264~278.

(9) N. R. Walker, M. L. Wissink, D. A. DelVescovo and R.

D. Reitz, “Natural gas for high load dual-fuel reactivity controlled compression ignition in heavy-duty engines,”

Journal of Energy Resources Technology, Vol. 137, No. 4, 2015, p. 042202.

(10) E. Doosje, F. Willems and R. Baert, “Experimental demonstration of RCCI in heavy-duty engines using diesel and natural gas”, SAE Technical Paper, 2014, No. 2014-01-1318.

(11) D. E. Nieman, A. B. Dempsey and R. D. Reitz, “Heavy- duty RCCI operation using natural gas and diesel”, SAE International Journal of Engines, Vol. 5, No. 2, 2012, pp. 270~285.

(12) E. Ansari, M. Shahbakhti and J. Naber, “Optimization

of performance and operational cost for a dual mode die- sel-natural gas RCCI and diesel combustion engine”, Applied energy, Vol. 231, 2018, pp. 549~561.

(13) H. Park, E. Shim and C. Bae, “Expansion of low-load operating range by mixture stratification in a natural gas- diesel dual-fuel premixed charge compression ignition engine”, Energy Conversion and Management, Vol. 194,

2019, pp. 186~198.

(14) Z. Wang, Z. Zhao, D. Wang, M. Tan, Y. Han, Z. Liu and H. Dou, “Impact of pilot diesel ignition mode on combus- tion and emissions characteristics of a diesel/natural gas dual fuel heavy-duty engine”, Fuel, Vol. 167, 2016, pp. 248~256.