<학술논문> DOI http://dx.doi.org/10.3795/KSME-B.2016.40.3.127
ISSN 1226-4881(P rint) 2288-5324(Online)
운전 조건을 고려한 승용차용 요소첨가 선택적 촉매환원장치의 내부 유동 해석에 관한 연구
문성준*†· 조낙원* · 오세두* · 이호길* · 박경우**
* 자동차부품연구원 가스엔진기술연구센터, ** 호서대학교 기계공학과
Internal Flow Analysis of Urea-SCR System for Passenger Cars Considering Actual Driving Conditions
Seong Joon Moon*†, Nak Won Jo*, Se Doo Oh*, Ho Kil Lee* and Kyoung Woo Park**
* Gas Engine System R&D Center, Korea Automotive Technology Institute(KATECH)
** Dept. of Mechanical Engineering, Hoseo Univ.
(Received May 19, 2015 ; Revised November 13, 2015 ; Accepted January 24, 2016)
Key Words: Diesel Passenger Car(디젤승용차), Urea-SCR System(요소첨가 선택적 촉매환원장치), New
European Driving Cycle(NEDC, 유럽 신운전 사이클), Computational Fluid Dynamics(CFD, 전 산유체역학), Internal Flow Analysis(내부유동해석)
초록 : 디젤 차량의 유해배출가스인 질소산화물 저감을 위해서는 정화성능이 우수한 요소첨가 선택적 촉 매환원장치가 장착되어야 한다. 본 연구에서는 3차원 오일러리안-라그랑지안 전산유체해석을 통해 요소 첨가 선택적 촉매환원장치의 수송현상에 따른 화학반응과 다상유동 특성을 수치적으로 예측한다 . 이때, 수치적인 분무형상은 가시화실험에서 측정된 분사속도, 분무관통길이, 분무반경, 평균액적지름과 비교를 통해 보정되었다 . 그리고 해석 결과는 실제 엔진 및 차량 시험에서 측정한 질소산화물 저감효율과 비교 를 통해 검증되었으며, 상대오차 5% 이하의 정확도를 보여준다. 검증된 전산모델은 요소첨가 선택적 촉 매환원장치의 내부유동해석에 사용되었으며 , 이를 통해 압력강하와 속도증가 특성을 분석하고, 암모니 아의 농도균일도와 과잉분포 위치를 예측한다.
Abstract: Diesel vehicles should be equipped with urea-selective catalytic reduction(SCR) system as a high-
performance catalyst, in order to reduce harmful nitrogen oxide emissions. In this study, a three-dimensional Eulerian-Lagrangian CFD analysis was used to numerically predict the multiphase flow characteristics of the urea-SCR system, coupled with the chemical reactions of the system’s transport phenomena. Then, the numerical spray structure was modified by comparing the results with the measured values from spray visualization, such as the injection velocity, penentration length, spray radius, and sauter mean diameter. In addition, the analysis results were verified by comparison with the removal efficiency of the nitrogen oxide emissions during engine and chassis tests, resulting in accuracy of the relative error of less than 5%. Finally, a verified CFD analysis was used to calculate the interanl flow of the urea-SCR system, thereby analyzing the characteristics of pressure drop and velocity increase, and predicting the uniformity index and overdistribution positions of ammonia.
†Corresponding Author, [email protected]
Ⓒ 2016 The Korean Society of Mechanical Engineers
1. 서 론
디젤엔진은 고압 공기에 액상 연료를 분사시키
는 압축점화 방식을 사용하기 때문에 출력과 연
비가 매우 우수하다. 최근에는 성능이 우수한 커
먼레일 연료시스템을 적용하여 , 디젤엔진의 열효
율과 소음․진동 등이 크게 개선되고 있다.
(1)그러
나 고온․고압 환경에서 디젤 (경유)의 자연착화는
질소산화물 (Nitrogen Oxide, NOx)과 입자상물질 (Particular Matter, PM) 등의 유해가스를 다량으로 생성시킨다 . 따라서 디젤차량의 유해배출가스인 질소산화물을 정화시키는 요소첨가 선택적 촉매 환원장치 (Urea Selective Catalytic Reduction system, Urea-SCR System)의 장착이 필요하다.
(2,3)요소첨가 선택적 촉매환원장치는 촉매전단에서 고온의 배출가스에 요소수(Urea Water Solution, UWS)를 분사하여, 열분해(thermolysis) 및 가수분 해(hydrolysis) 반응을 통해 환원제인 암모니아 (Ammonia, NH
3)를 생성시킨다. 이후 배출가스의 질소산화물이 촉매후단의 다공성 담체를 지날때, 암모니아 환원반응이 촉진되면서 인체에 무해한 질소(Nitrogen, N)와 물(Water, H
2O)로 분해된다.
그러나 암모니아가 과다하게 생성되거나 분포가 균일하지 않으면, 질산암모늄(Ammonium Nitrate, NH
4NO
3)과 황산암모늄(Ammonium Sulfate, (NH
4)
2SO
4) 등의 독성물질이 생성된다. 따라서 암모니 아를 필요한만큼 제한적으로 생성시켜 , 배기관 내 균일하게 분포시키는 연구가 진행되고 있다.
1990년대 유럽의 자동차배출가스 규제(EURO -1, 2)가 처음 도입되면서, 디젤자동차의 질소산화 물 저감을 위한 연구가 본격화되었다 . Lefebvre
(4)는 분사압력변화에 따른 액상 유체의 액적평균직 경 (Sauter Mean Diameter, SMD)을 실험을 통해 조 사하였고, Lee
(5)는 액상 연료의 분사량이 부하비 에 관계없이 분사압력의 0.5 제곱(Root)에 비례함 을 베르누이 방정식을 적용한 이론적 해석으로 증명하였다 . Lee 등
(6)은 액상분사장치의 내부 유 동에 따른 분무형상 변화를 관찰하였다. 이러한 액상분사장치에 관한 연구를 바탕으로 요소수 분 사장치(UWS injector)에 관한 연구가 진행되고 있 다 . Kim 등
(7)은 요소수 분사장치의 노즐 홀 직경 및 개수 변화가 요소수 소모량 및 질소산화물 저 감에 미치는 영향을 조사하였고 , Kang 등
(8)은 요 소의 증착에 따른 노즐 홀 막힘을 방지하는 방법 을 제안하였다 . 한편, Storm 등
(9)은 3차원 전산모 델에서 암모니아 생성을 예측하기 위한 액적분열 및 수치해석 모델을 제안하였다 .
최근에는 전산유체역학 기반의 3차원 전산해석 을 통해 촉매 전단의 내부유동에 관한 연구가 전 개되고 있다.
(10~12)Weltens 등
(13)은 질소산화물 저 감을 위해서는 배기관 내 환원제의 균일한 분포 가 중요함을 전산모사를 통해 보였고, Birhold
등
(14)은 전산모사를 통해 촉매 전단의 분무유동 특성을 파악하였다. Jeong 등
(15)은 새로운 요소수 분사장치를 제안하였고 , Moon 등
(16)은 믹서 장착 에 따른 분무유동 특성을 분석하였다.
본 연구에서는 3차원 전산유체역학을 통해 요 소첨가 선택적 촉매환원장치의 내부유동 특성을 파악하고 , 암모니아 생성과 질소산화물 저감률을 예측한다. 이를 위해, 3홀 인젝터의 분무해석과 분무가시화 (spray visualization) 결과를 통해 각각 의 분무형상을 비교하여, 분무해석의 분무 관통 길이와 각도 , 속도, 액적평균지름을 보정한다. 그 리고 보정된 분무모델을 통해 시스템 내부의 배 기와 요소수 간의 물리적 ·화학적 거동에 따른 내 부유동 특성을 파악한다. 그리고 실차에서의 운 전 조건에 따른 배출가스 특성을 고려하여 , 3가 지의 배출가스를 각각 적용한다. 이때 복잡한 미 세다공으로 구성된 촉매담체 (catalystcarrier)에서의 환원반응은 다공성 매질(porous medium)로 계산하 고 , 주요 지배인자는 실제 차량시험의 회귀분석 을 통해 보정한다. 마지막으로 전산해석으로 예 측된 질소산화물 저감률은 실차 시험에서 측정된 결과와 비교를 통해 정확도를 검증한다.
2. 운전 조건
디젤엔진은 실린더 내부로 유입되어 압축된 고 온 공기에 안개 모양의 분무형상으로 디젤연료를 고압 분사시켜, 미립화된 디젤 입자와 고온 공기 분자의 접촉으로 인해 발생되는 자기착화연소로 동력을 발생시킨다. 이때 운전부하에 따라 디젤 엔진의 실린더 내부로 유입되는 흡기량은 변화하 며, 확산연소를 위해 계속해서 유입되는 공기의 압축비와 압축열에 따라 디젤엔진의 연소 온도와 속도, 배출가스 조건 등이 결정된다.
본 연구에서는 전 세계적으로 널리 알려진 유럽
신운전사이클(New european driving cycle, NEDC)
에서 디젤승용차의 질소산화물 배출 특성을 파악
하였다. 유럽신운전사이클은 배출가스 및 연비
측정을 위해 사용되며 , 크게 ‘시내주행사이클
(Urban driving cycles, ECE 15)’과 ‘시외주행사이
클 (Extra-Urban driving cycle, EUDC)’로 나누어 진
다. Fig. 1은 유럽신운전사이클에서 촉매 전단의
배출가스 속도와 온도에 따른 디젤승용차의 질소
산화물 배출량을 보여준다. 또한 질소산화물 배출
Table 1 Working fluid conditions
Item Case 1 Case 2 Case 3
Comp.
ratio [%/100]
Air 0.89997 0.89988 0.89993 H2O 0.05000 0.05000 0.05000 NO 0.00002 0.00011 0.00004 NO2 0.00001 0.00001 0.00003 O2 0.05000 0.05000 0.05000
Temp. [℃] 136 200 160
Flow rate [g/s] 29.0 52.8 43.6
Fig. 1 The official driving cycles(NEDC) and their
critical driving section
량을 기준으로 유럽신운전사이클은 크게 ‘저속 조건 (low speed, Case1)’, ‘고부하 조건(burst speed, Case2)’, ‘고속 조건(high speed, Case3)’으로 분류 하였다 . 한편, 질소산화물 배출량은 각 운전조건 에서의 공회전 및 가감속을 고려한 배출가스 속 도와 온도에 비례하며 , 이를 대표할 수 있는 3개 구간에 대한 배출가스 조건은 Table 1과 같다.
3. 수치 해석
내부 유동 분석을 위해 다음과 같은 가정에 기 반한 이론 모델과 해석 조건을 적용하였다.
3.1 이론 모델
선택적 촉매환원장치의 입구로 유입되는 배출 가스는 실린더 내 디젤연료의 자기착화에 의해 생성되기 때문에 , 엔진의 부하에 따라 배출가스 의 온도, 압력, 조성 등이 크게 변한다. 그리고 차량 운전조건에 따라 반복되는 실린더의 자기착 화연소는 복잡한 배출가스 유동이 안정되거나 열 로 소멸되기 전에 새로운 에너지를 전달한다 . 따 라서 배출가스 유동은 비정상상태의 난류모델로 가정해야 하지만 , 이를 수치적인 방법으로 산출
하기 위해서는 많은 비용과 시간이 필요하다 . 본 연구에서는 배출가스 유동을 오일러리안 기반 (eulerian framework)의 연속상태(continuous phase) 로 가정하고, 난류는 작은 시간과 공간에 대한 평균값을 계산하는 RANS(Reynolds Averaged Navier-Stokes) 방정식을 사용한다. 이때, 시간에 따른 배출가스의 비정상상태 난류거동은 Table 1 의 3가지 조건을 각각 적용하였다. 그리고 난류 의 전단응력은 통계적인 유동 평균량에 기초한 Menter
(10)의 K-Omega SST(Shear Stress Transport) 난류모델을 적용하여 , 벽면에서의 난류 거동과 역압력구배를 근사화시켰다. 이 모델의 난류운동 에너지 (turbulent kinetic energy, )는 식 (1)과 같다.
(1)
여기서, 좌변은 난류의 누적(accumulation)과 대 류 (convection), 우변은 난류의 생성(production)과 소멸(dissipation), 확산(diffusion)을 나타낸다. 그리 고 식 (1)과 같은 수송방정식은 식 (2), (3)과 같은 난류점성(turbulent viscosity,
)과 에너지손실률 (energy dissipation rate, )을 통해 해를 산출한다.
max
(2)
(3)
여기서 , 식 (2)는 난류 유동에서 발생하는 에너
지손실, 식 (3)은 벽면 거리에 따른 역압력구배의
난류점성을 나타낸다 . 이때 벽면 주변의 경계층에
서의 유동 분리(separation), 지연(retardation), 박리
(stagnation) 등을 발생시키는 역압력구배의 각 영
향 인자는 식 (2), (3)의
,
와 같은 블랭딩함
수 (blending function)에 의해 크기가 결정된다. 또
한, 급격한 유동 변형에 따른 난류점성의 과대화
는 식 (1)의
와 같은 가중함수로 제한한다 .
(10)한편 , 배출가스 내 질소산화물을 정화시키기 위해서는 적정량의 환원제가 배기관내 균일하게 공급되어야 한다 . 요소첨가 방식은 고온의 배출 가스가 유동하는 촉매전단에서 적정량의 요소수 를 분사시켜 , 가수분해 및 열분해와 같은 화학반 응을 통해 환원제인 암모니아를 생성시킨다. 따 라서 요소수 개별입자 (particles)의 운동에너지와 위치에너지에 따라 결정되는 물리적 상태량 (physical porperties)과 상변화(phase change)에 대 한 면밀한 분석이 필요하다. 즉 암모니아 생성량 과 농도 균일도를 정확하게 파악하기 위해서는 수많은 개별 입자의 물리적·화학적 거동을 모두 계산해야 하며 , 많은 비용과 시간이 필요하다. 본 연구에서는 복잡한 개별입자의 물리적인 거동을 전산모사하기 위해 라그랑지안 기반 (Lagrangian framework)의 불연속상태(dispersed phase)를 가정 한다 . 그리고 개별입자의 집합을 하나의 액적단 위(parcel)로 정하고, 같은 초기상태에서 거동하도 록 단순화시켰다 . 식 (4)와 같은 운동상태방정식 (momentum equation)을 통해 분무액적의 질량 (droplet of mass,
) 관계식을 계산한다.
(11)
(4)
여기서, 분무액적의 진행방향이 라면,
는 속도(droplet velocity),
는 분열(drag force),
는 압력(pressure force),
는 가상힘(virtual force),
는 체적력 (body force)을 나타내며, 이 식을 기초로 다양한 관계식이 유도된다 .
(11)선택적 촉매환원장치의 요소수 인젝터는 환원 제인 암모니아 생성을 위해 일정한 압력으로 요 소수를 분사시킨다. 이때 인젝터 내부에서 일정 한 압력으로 요소수 입자가 인젝터의 노즐 끝단 (nozzle tip)을 지나서 분사되는 순간, 개별 입자와 주변 공기 사이에는 물리적인 상호작용이 시작된 다. 즉, 개별 입자의 표면은 자유에너지(surface tension)의 감소로 인해 표면적이 최대화되는 힘 이 작용하며, 이후 개별 입자의 분리 및 확산이 가속화되는 요소수 미립화 (atomization)가 진행된 다. 이러한 미립화 과정은 디젤연료를 분사하는 고압인젝터 분야에서 활발히 연구되고 있다 . 특 히, 디젤 액적의 분열과정을 수치화시킨 다양한 분열모델이 제안되고 있으며 , 이를 통해 디젤 연
료의 미립화 길이와 시간을 예측한다 .
본 연구에서는 요소수 액적 표면의 불안정적인 진동을 Kelvin Helmholtz 모델로 가정하고, 표면 장력 감소와 웨버수(Webber number) 증가에 따른 미립화 과정을 요소수 액적의 분열모델로 예측한 다. 노즐 끝단에서의 1차 액적분열(primary droplet breakup)은 LISA(linearized instabililty sheet atomization) 모델을 적용하여 산출한다.
(11)이 모 델은 노즐 끝단을 지나는 액적의 불안정한 표면 자유에너지를 수치화한 것으로써, 초기 액적 지 름과 속도 편차는 무시할 수 있다 . 따라서 초기 액적과 노즐 홀의 지름은 같고, 동일한 초기속도 를 가진다고 가정한다 . 그리고 액적은 박막형성 (film formation), 박막분열(sheet breakup), 미립화 의 3단계 과정을 거쳐 분열된다. 이때 액적 박막 의 초기조건은 분사시 액적속도( )와 분사압력 (∆), 인젝터 관련 함수(
) 간의 상호관계식과 질량보존식을 통한 초기 액적 두께(
)에 의해 결정된다.
(11)이후 분열과정을 통해 결정되는 미 립화 길이 ()는 식 (5)와 같다.
Ω
(5)
여기서 ,
는 액적 표면의 최대파 성장률을 나 타내며 , 분열과정에서 모든 액적 표면은 제한 범 위에서 불안정한 진폭의 자유에너지파를 가진다.
이때 평균 액적 지름 (
)과 표면파의 제한 범위 (
)는 식 (6)과 같이 계산할 수 있다.
(6)
여기서 ,
은 최대파 개수 ,
는 불안정한 표 면파의 개수 , 는 질량보존식으로부터 구한 각 분열 위치에서의 액적두께를 나타낸다.
(11)2차 액 적분열 (secondary droplet breakup)은 Reitz-Diwaker 모델을 적용하여 산출한다.
(12)이 모델은 표면파 가 안정화되어 액적이 구형으로 변하는 시점부터 적용되며, 액적 지름(
)은 식 (7)과 같다.
(7)
Table 2 Simulation model and numerical conditions Analysis Model
Tool STAR-CCM+v9.04
Boundary Implicit unsteady Turbulence SST(Menter) K-Omega
Droplet Brake-up
1st Atomization LISA (sheet) 2nd Atomization Reitz-Diwaker (bag, stripping)
Injection Conditions
Injection type Hollow cone injection Working fluid Urea water solution
(urea:32.5wt%, water:67.5wt%)
Temperature [℃] 20
Flow rate [g/s] 0.262 (5 bar)
Spray angle [ °] 20
여기서 ,
는 액적의 분열과 관련된 시간상수를 나타낸다. 이후 액적과 액적 주변 사이에는 상대 적인 압력과 속도 차이로 인해 두가지 형태의 액 적분열이 발생한다. 이중 일부 액적은 압력이 낮 아지거나 액적 주변에 고압이 형성되며 , 높은 웨 버수( )로 인해 액적에 불안정한 표면파가 형 성된다 . 즉, 구형 액적의 모양이 변형되는 가방형 분열(bag breakup)이 시작되며, 안정화된 액적지름
(
)은 식 (8)과 같은 관계식을 만족한다.
≡
≥
(8)
여기서 , 와
는 유체와 액적의 속도 ,
는 표면장력 계수를 나타내며, 분열과 관련된 시간 상수 (
)는 표면장력(
) 및 밀도(
)에 따른 액적 지름으로 계산할 수 있다 .
(12)나머지 액적은 주변 과의 상대적인 속도 차이에 따라 발생한 전단력 에 의해 , 액적 표면의 자유에너지 증가와 함께 분해되는 분열(stripping breakup)이 발생한다. 이 때 액적지름은 식 (9)와 같은 관계식을 만족한다.
≥
≡
(9)
여기서 ,
는 액적의 레이놀즈수를 나타내며 , 시간상수 (
)는 표면장력과 밀도 변화에 따른 액 적지름의 감소를 나타내는 상수 (
)로 계산할 수 있다.
(12)상기 미립화 과정을 통해 작고 균일 한 크기로 분열된 요소수는 250 ~ 350 ℃ 온도의 배출가스에 혼합된다. 이때 요소수는 고온으로 인해 액상의 물 (Water, H
2O)이 증발하면서, 고상 의 요소(Urea, CO(NH
2)
2)와 수증기(Steam, H
2O(g)) 로 분해되며 , 식 (10)과 같은 가수분해(Water evapo- ration)가 발생한다. 여기서 고(액)상의 요 소는 고온 열에 노출되는 순간 , 식 (11)과 같이 암모니아와 이소시안산(Isocyanic acid, HCNO)으 로 열분해 (Urea thermolysis)된다. 이후 남아 있는 고(액)상의 요소가 수증기에 의해 고온에서 식 (12)와 같이 가수분해(Cyanic acid hydrolysis)되면, 암모니아와 이산화탄소(Carbon dioxide, CO
2)가 만
들어진다 .
→ or
(10)
or →
(11)
→
(12)
생성된 암모니아는 배출가스와 함께 유동하면 서, 확산기(diffuser)를 지나 촉매담체로 유입된다.
이때 구리 (Copper, Cu)를 이온교환(ion exchange) 시킨 제올라이트(Zeolite, Na
2Al
2Si
3O
10·2H
2O) 촉매 는 배출가스 내 질소산화물을 인체에 무해한 질 소와 물로 전환해주는 환원반응을 촉진시킨다.
본 연구에서는 환원반응에 필요한 인자 간의 관 계를 아레니우스 방정식(Arrhenius equation)으로 정의한다 . 이때 환원반응의 속도에 따라 “standard SCR”, “fast SCR”, “slow SCR”의 3가지 반응식을 적용하였다 . 마지막으로 미세다공을 연속체로 가 정한 다공성 매질을 사용하여, 물리·화학적 거동 에 따른 질소산화물 저감률을 예측한다 .
3.2 해석 조건
3차원 전산유체역학 코드인 STAR-CCM+v9.04 를 사용하여 , 전술한 이론에 기초한 해석조건을 Table 2와 같이 적용하였다.
그리고 비정렬 다면체격자 (unstructured poly-
hedral mesh)와 벽면 격자(prism layer)를 사용하여,
요소수 인젝터와 혼합기 (mixer), 확산기, 촉매담체
를 포함한 선택적 촉매환원장치를 Fig. 2와 같이
Fig. 2 Computational mesh of the entire urea-SCR
system for the CFD analysis
Fig. 3 Chamber shape and nozzle hole locations
Fig. 4 Comparison of penetration length between
experiment and analysis(5 bar)
모델링하였다 . 여기서, 개별 격자의 크기(cell size) 는 0.2 ~ 2.0 mm, 벽면 격자두께(prism layer thickness)는 1.5 mm, 층 개수(layer number)는 2 ~ 4 개로 모델링하고, 수렴성을 고려하여 다면체격 자의 개수는 160만 개로 최적화하였다.
4. 해석 검증
3차원 전산유체해석을 통해 해석대상의 분무형 상해석과 내부유동해석을 수행하여 , 실제값과 비 교를 통해 정확도를 검증하였다.
4.1 분무 해석 검증
요소수의 분무형상을 전산모사하기 위해 전술 한 이론 모델을 적용한 3홀 인젝터의 분무형상해 석을 Fig. 3과 같이 수행하였다. 여기서, 3홀 인젝 터의 각 노즐 팁 직경은 0.125 mm, 챔버는 직경 이 150 mm, 높이가 200 mm인 원통형으로 모델 링하였다. 그리고 챔버의 상단 가운데 위치한 인 젝터가 상온 대기압 조건의 챔버 내부에 16.0 ms 동안 5 bar의 압력으로 요소수를 분사시키도록 설정하였다 . 한편, 실제 인젝터 전단에서는 유압 식 구동에 의한 압력 및 유량 손실이 발생한다.
본 연구에서는 분무가시화실험으로 시각화된 결 과를 바탕으로 손실 압력과 유량을 파악하고, 보 정된 값을 해석에 적용하였다 .
Fig. 4와 같이 분무관통길이(penetration length) 를 비교한 결과 , 배출가스와 요소수가 혼합되는 40~55 mm 위치에서 계산치(computation)와 실측 치 (measurement)는 0.2%의 상대오차를 보이며, 혼 합 이후에는 8% 이상의 오차가 발생한다. 이러한 오차는 2차 액적분열에서 구형화된 액적과 액적 주변 사이의 운동량 차이로 인한 상대적인 밀도 감소와 감가속도에 따른 것이다 . 본 연구에서는 수치해석 특성상 배출가스와 요소수의 혼합 이후
에는 오일러리안 지배방정식을 따른다는 점을 고 려하여 , 혼합 이전의 정확도를 통해 분무모델이 타당하다고 판단하였다. 그리고 동일 압력조건에 서 분사량을 비교한 결과 , 계산치가 약 1.5~9.0%
높게 산출되었다. 이는 인젝터의 노즐 끝단에서 발생한 마찰이 고려되지 않았기 때문이며 , 초기 분사속도를 보정하여 오차가 약 1.5% 이하가 되 도록 보정하였다 .
상기와 같은 방법으로 보정한 분무형상은 Fig.
5와 같다. 여기서, 분무관통길이(penetration length) 는 요소수와 배출가스의 혼합을 고려하여, 55 mm 이상으로 정하였다. 그리고 전체 분무형상은 액적의 분열 및 확산 전개에 따른 변형을 고려하 여 , 좁은(narrow), 중간(medium), 넓은(wide) 형상 의 3가지 삼각형으로 구분하였다.
여기서 , 분무형상별 액적 속도는 각각 4.7, 5.2,
5.6 m/s 이고, 분무형상별 관통길이당 지름 크기
는 각각 0.39, 0.35, 0.34 이다. 즉, 액적의 분사
방향 가속도에 비해 분열 및 확산 가속도가 느리
기 때문에 분무형상은 모선이 둥근 원뿔 형태로
판단된다. 분사압력 5 bar에서 넓은 분무형상의
Fig. 5 Comparison of spray structures between
experiment and analysis(5 bar)
Fig. 6 Comparison of NOx reduction rate between
computations and measurements in the urea-SCR
분사각은 해석과 실험이 18.05
°로 동일하다. 그리 고 분무반경은 분무관통길이 55 mm에서 9.6 mm 로 동일하지만, 전체 반경에 대한 오차는 4.2%
이하로 나타난다 .
4.2 질소산화물 저감 검증
전술한 분무모델의 적용을 통해 선택적 촉매환 원장치의 내부유동해석을 수행하였다. 이때 균일 한 크기의 미세다공으로 이루어진 촉매담체의 유
동을 3차원 전산모사로 계산하기 위해서는 많은 비용과 시간이 필요하다. 따라서, 미세다공을 연 속체로 가정한 다공성매질 (porous medium)법이 일 반적으로 사용되며, 이를 통해 시스템 내부의 물 리적 ·화학적 거동에 대한 예측이 가능하다.
본 연구에서는 실제 엔진시험과 차량시험을 통 해 측정한 질소산화물 저감률을 바탕으로 하여 , 다공성매질 계산에 필요한 저항계수를 보정하였 다 . Fig. 6은 보정된 다공성 매질을 통해 산출한 질소산화물 저감률을 실험과 비교한 것이다. 여 기서 , 저속 조건은 47.6%, 고부하 조건은 64.6%, 고속 조건은 83.6% 저감되는 것으로 계산된다.
저속 조건에서 계산치는 엔진 및 차량 측정치와 각각 19.3%, 1.2%의 상대오차(relative error)를 보 였다 . 고부하 조건에서 계산치는 엔진 및 차량 측정치와 각각 0.3%, 3.3%의 상대오차를 보였고, 고속 조건에서는 각각 0.7%, 5.0%의 상대오차를 보였다. 여기서, 계산치와 차량 측정치는 5% 이 내의 상대오차를 보였다 . 본 연구에서 차량 측정 치를 배출가스 조건으로 적용한 점을 감안한다 면 , 전산유체역학을 통한 질소산화물 저감 예측 은 매우 타당한 것으로 판단된다.
5. 해석 결과
전술한 과정을 통해 검증된 분무모델을 적용하 여, 요소첨가 선택적 촉매환원장치의 내부 유동 을 3차원 전산유체역학으로 전산모사하였다.
5.1 믹서 장착 비교
믹서는 배기관 내에서 와류 유동장을 형성하 여 , 요소수의 암모니아 전환과 균일한 분포를 촉 진시킨다. 그러나 유로면적을 축소시키는 믹서의 날개 (blade)에서는 고압 분위기가 형성되면서, 배 압 증가와 함께 유속이 크게 증가한다.
이후 날개 끝단의 각진 형상과 높은 유속에 따
른 유동 박리(seperation)로 인해 압력손실이 발생
한다 . 디젤엔진에서는 배출가스의 배압 증가로 인
한 압력 손실은 엔진의 출력 감소로 이어지기 때
문에 차량에 따라 다양한 종류의 믹서가 장착되
고 있다. Table 3은 선택적 촉매환원장치 내부에
서 배출가스가 믹서를 지날 때 발생하는 유동특
성을 믹서의 종류에 따라 비교한 것이다. 여기서,
압력과 속도는 믹서 장착 위치에서 분석하고 , 온
도와 질소산화물 농도는 확산기 위치에서 분석한
Table 3 Computation results of internal flow
characteristics according to Mixer types.
Item＊ Pressure Drop [kPa]
Velocity Incr.
[m/s]
Temp.
Drop [℃]
NOx Incr.
[mol/mm3
×106]
C-1-A 0.173 8.95 2.57 0.26
C-1-B 0.168 9.68 0.52 0.18
C-1-C 0.010 3.35 0.04 0.04
C-2-A 0.687 17.50 0.75 0.51
C-2-B 0.663 19.04 0.64 0.45
C-2-C 0.057 6.38 0.13 0.11
C-3-A 0.756 17.39 0.32 0.38
C-3-B 0.728 18.66 0.58 0.33
C-3-C 0.063 6.34 0.27 0.08
＊driving cond.: C-1/C-2/C-3, mixer type: A/B/C
A-type B-type C-type
Fig. 7 Computation results of pressure and velocity
distribution in front of urea-SCR(Case 1)
Fig. 8 Computation results of temperature and NOx
molarity distribution in front of urea-SCR (Case 1)
다 . 이때 A 타입의 믹서는 여러 개의 직사각형 판이 5×4 열로 나열되어 있으며, 상하 방향으로 각도를 이루고 있는 구조이다 .
(17,18)B 타입의 믹서 는 8개의 휘어진 날개 판이 방사형으로 나열되어
있으며 ,
(17,18)C 타입은 믹서가 장착되지 않은 구조
이다. 저속 조건에서는 믹서 장착으로 인해 압력 강하는 17배, 속도증가는 2.7배, 온도강하는 11배, 질소산화물 농도는 3배 이상 증가하였다. 그리고 고부하 조건에서는 믹서 미장착 대비 믹서 장착 모델의 압력강하는 11배, 속도증가는 2.7배, 온도 강하는 5배, 질소산화물 농도 4배 이상 증가하였 다. 고속 조건에서는 믹서 장착모델이 압력강하는 11.5배, 속도증가는 2.7배, 온도강하는 0.2배, 속도
증가는 4배 이상으로 증가하였다. 즉, 믹서 장착 에 따른 압력강하와 속도증가는 배기관 내부의 배출가스 유동을 더욱 활발히 전개시키며 , 촉매담 체 전단에 배출가스를 응집시킨 것으로 판단된다.
본 연구에서는 활발한 배출가스 유동을 촉진시키 는 A 타입의 믹서가 배출가스 정화에 유리할 것 으로 판단하고 시스템에 적용하였다 .
5.2 운전 조건 비교
저속 조건에서 각 구성품의 위치에 따른 압력 과 속도 분포는 Fig. 7과 같고, 각 단면의 위치는 Fig. 2에 수록하였다(단면 A-F). 요소수와 혼합된 배출가스는 믹서 (단면 C)를 지나면서 0.2 kPa의 압력강하와 10 m/sec의 속도증가가 발생한다. 이 후 배출가스는 단면적이 확대되는 확산기 (단면 D, E, F)로 유입되며, 이때 유동방향으로 작용하 는 관성에 의해 배출가스는 확산기의 벽면에서 빠르게 유리된다. 이러한 유리 영역에서는 압력 이 상대적으로 낮기 때문에 역 압력구배가 형성 된다. 즉, 배출가스의 주 흐름에서 유리 영역으로 유동재순환이 발생하며 , 이는 암모니아의 농도균 일도를 변화시킨다. Fig. 8은 저속 조건에서 각 단면에서의 평균 온도와 질소산화물 농도를 보여 준다. 배출가스가 확산기(단면 E, F)를 지날 때 질소산화물의 농도는 40% 이상 증가하고, 평균 온도는 약 4 ℃ 이하 감소한다. 이러한 질소산화 물 농도의 증가는 확산기에서의 유동 박리와 촉 매담체의 높은 압력저항에 따른 유동 정체 (stagnation)에 따른 것으로 판단된다.
운전 조건에 따른 각 단면에서의 압력과 속도
분포는 Fig. 9와 같다. 믹서 주변(단면 B, C)에서
Fig. 9 Computation results of pressure and velocity
distribution in front of urea-SCR, according to driving conditions
Fig. 10 Computation results of temperature and NOx
molarity distribution in front of urea-SCR, according to driving conditions
배출가스의 압력강하는 저속에서 0.173 kPa, 고부 하에서 0.687 kPa, 고속에서 0.756 kPa로 나타나 고 , 속도 증가는 저속에서 8.95 m/s, 고부하에서 17.5 m/s, 고속에서 17.39 m/s로 산출된다. 즉, 저 속 조건에 비해 고부하 및 고속 조건에서는 압력 강하와 속도증가가 더욱 크게 나타난다. Fig. 10 은 운전 조건에 따른 각 단면의 온도 분포와 질 소산화물 농도를 보여준다. 촉매 전단의 확산기 (단면 E, F)에서 배출가스의 온도강하는 저속에서 2.57 ℃, 고부하에서 0.75 ℃, 고속에서 0.32 ℃로 나타나고 , 질소산화물 농도는 저속에서 0.411 mole/mm
3×10
12, 고부하에서 0.017 mole/mm
3×10
12, 고속에서 0.026 mole/mm
3×10
12로 산출된다 . 결과 로써 유속이 가장 느린 저속 조건에서 질소산화
물의 농도는 가장 높게 나타난다 .
상기와 같이 주요 구성품에서의 유동 박리와 정체는 전산해석의 오차를 발생시킨다 . 그리고 유동이 진행 됨에 따라 수치적인 오차는 점차 누 적된다 . 본 연구에서는 이러한 오차를 최소화시 키기 위해, 역 압력구배하에서 점성경계층 영역 을 계산하는 K-Omega SST 모델을 적용하였다.
5.3 암모니아 농도균일도지수
촉매 전단에서 환원제인 암모니아의 농도균일 도지수 (Uniformity index)는 각 단면에서의 몰농도 평균값을 기준으로 산출되기 때문에 각 단면에서 의 상대적인 분포 특성만 보여준다 .
(13)따라서 설 계를 위한 절대적인 성능지표로 사용하기에는 한 계가 있다 . 본 연구에서는 수득률(yield) 100% 일 때 암모니아의 생성량을 기준으로 정하여, 식 (13)과 같은 농도균일도지수 개선식을 사용한다.
여기서, 요소수는 촉매전단에서 가수분해와 열분 해를 통해 암모니아 , 물, 이산화탄소, 이소시안산 으로 전환됨을 고려하여, 요소 몰수의 약 3.74배 가 암모니아로 전환된다고 가정하였다 .
×
×
×
(13)
여기서, 는 암모니아 농도균일도지수, 은 샘 플 격자의 개수를 나타낸다 . 그리고 식 (13)의
는 수득률 100% 일 때 암모니아 생성량을 배 출가스의 공간 부피로 나눈 식 (14)와 같다.
×
× (14)
여기서,
는 암모니아의 이상 몰 농도,
는
원통형의 배출가스 공간 부피,
는 배출가스 공
간부피의 단면적,
는 배출가스의 초기속도, 는
요소수의 분사 기간 ,
× 는 배출가스의 이동거
리를 나타낸다 . 한편, 식 (13)의
는 각 샘플에
서의 단위 길이당 몰 농도로서 식 (15)와 같이 산
출한다. 그리고
은 전체 샘플 면적에서 해당
샘플 면적의 비중,
는 배출가스 공간부피의
단면적에서 해당 샘플 면적의 비중을 나타내며 ,
식 (16)과 같이 계산된다(Fig. 2 참조).
(a) Low speed (case1)
(b) Burst speed (case2)
(c) High speed (case3)
Fig. 11 Predicted uniformity index and molarity
distribution of NH
3on the diffuser in front of urea-SCR
×
(15)
(16)
여기서 ,
는 해당 샘플의 면적 ,
는 전체 샘 플의 면적,
는 원통형의 배출가스 공간 부피의 면적을 나타낸다. 이때 비정렬 다면체 격자구조 에서는 각 샘플의 체적이 불규칙하기 때문에 모 든 샘플은 정육면체라고 가정하고, 모든 샘플의 체적 합의 평균을 산출하여 적용한다 .
전산유체역학을 통해 요소첨가 선택적 촉매환 원장치에서의 암모니아 분포 특성을 산출하였다 . 전술한 과정을 통해 검증된 분무모델을 적용하 여 , 저속 조건에서 생성된 암모니아가 확산기를 지날 때, 압력 저항(pressure resistance)에 따른 압 력 강하로 인해 암모니아 농도균일도 (ammonia uniformity index, NH
3UI)는 Fig. 11(a)와 같이 시 간에 따라 크게 변화한다 . 이 조건에서 암모니아 의 평균 농도균일도는 0.26(최대 0.6)으로 나타나 며 , 요소수 분사 후 0.1 sec 일 때 확산기 단면 내 특정지점(red arrow)에서 암모니아의 과잉 분 포가 발생하였다 . 이러한 암모니아의 과잉 분포 는 암모니아 슬립(NH
3slip)을 발생시키며, 독성물 질인 질산암모늄과 황산암모늄을 다량으로 배출 시킨다. Fig. 11(b)는 고부하 조건에서의 암모니아 농도균일도와 몰 분포를 나타낸다 . 여기서, 암모 니아의 평균 농도균일도는 0.51(최대 0.8)로 나타 나며 , 요소수 분사 후 0.1 sec 일 때 확산기 단면 내 암모니아 분포는 가장 균일하게 나타났다.
Fig. 11(c)는 고속 조건에서 생성된 암모니아의 시간에 따른 농도균일도와 요소수 분사 후 0.1 sec 일 때의 몰 분포를 나타낸다. 이 조건에서는 암모니아 평균 농도균일도는 0.65(최대 0.8)로 나 타나며 , 확산기 단면 내에서는 저속 대비 균일한 암모니아 분포를 보였다. 그리고 고속에서는 배 출가스의 높은 온도로 인해 요소수의 가수분해와 열 분해가 활발히 이루어졌으며, 이로 인해 암모 니아 농도균일도가 높아진 것으로 판단된다 .
6. 결 론
본 연구에서는 3차원 전산유체역학을 통해 요
소첨가 선택적 촉매환원장치의 내부유동특성을
분석한다. 이를 위한 요소수 분무형상은 분무가
시화실험과 비교하여 보정하였고 , 내부유동해석
에서의 질소산화물 저감률은 실제 엔진 및 차량
시험과 비교를 통해 검증하였다 . 이를 통한 결론
은 다음과 같다.
(1) 질소산화물 저감률의 계산치와 실측치를 비 교한 결과, 전산해석을 통해 산출한 질소산화물 저감률은 차량 시험 결과와 5% 이내의 오차를 보였으며, 예측치로서 타당하다고 판단된다.
(2) 내부 유동에서 믹서의 영향을 분석한 결과, 믹서 날개에서 축소된 유로면적은 유속을 증가시 키고 , 날개 각도는 유로 방향을 전환시킨다. 그리 고 날개 끝단에서의 유동 박리로 인해 압력 강하 가 발생한다 . 또한, 와류를 발생시켜 배출가스의 유동을 더욱 활발히 전개시킨다.
(3) 운전 조건에 따른 내부유동해석 결과, 저속 조건에 비해 고부하 및 고속 조건에서 압력강하 와 속도증가는 더욱 크게 나타난다 . 이는 다공성 으로 이루어진 촉매담체의 높은 압력저항에 따른 것이며 , 배출가스는 유동 정체로 인해 촉매 전단 의 확산기에 응집된다.
(4) 엔진 속도에 따른 농도균일도를 분석한 결 과, 저속 조건에서 암모니아 농도균일도는 가장 낮게 나타나고 , 특정 지점에서 암모니아의 과잉 분포가 발생한다. 즉, 저속조건에서는 암모니아 전환효율과 농도균일도를 개선시켜야 한다 .
후 기
본 연구는 산업통상자원부 주관 “클린디젤자동 차핵심부품육성사업(R0000703)”의 일환으로 수행 되었으며 , 관계자분들께 진심으로 감사드립니다.
참고문헌
