Experimental Study on HCCI Combustion Characteristics of n-heptane and iso-octane Fuel/air Mixture by using a Rapid Compression Machine

급속압축장치를 이용한 노말헵탄·이소옥탄 혼합연료의 HCCI 연소특성에 대한 연구

임 옥 택 ^†

Experimental Study on HCCI Combustion Characteristics of n-heptane and iso-octane Fuel/air Mixture by using a Rapid Compression Machine

Ocktaeck LIM

Key Words: Premixed combustion( 예혼합연소 ), Fuel( 연료 ), Ignition( 점화 ), RCM(Rapid Compression Machine) Ignition delay( ^점화지연 ), Equivalence ratio( ^당량비 ), RON(Research Octane Number)

Abstract

The HCCI engines have been known with high efficiency and low pollution and can be actualized as the new internal combustion engines. However, As for(??) the ignition and combustion depend strongly on the oxidation reaction of the fuel, so it is difficult to control auto-ignition timing and combustion duration. Purpose of this paper is creating the database for development of multi-dimensional simulation and investigating the influence of different molecular structure. In this research, the effect of n-heptane mole ratio in fuel (XnH) on the ignition delay from homogeneous charge compression ignition (HCCI) has been investigated experimentally. By varying the XnH, it was possible to ascertain whether or not XnH is the main resource of ignition delay. Additionally, the information on equivalence ratio for varying XnH was obtained. The tests were performed on a RCM (Rapid Compression Machine) fueled with n-heptane and iso-octane. The results showed that decreasing XnH (100, 30, 20, 10,0), the ignition delays of low temperature reaction (tL) and high temperature reaction (tH) is longer. And the temperature of reaction increases by about 30K. n-heptane partial equivalence ratio (fnH) affect on tL.and TL. When ^φ nH was increased as a certain value, tL was decreased and TL was increased.

기호설명 P : Pressure, MPa T : Temperature, K r : mixing ratio, %

HTR : High Temperature Reaction LTR : Low Temperature Reaction

c : Combustion

0 : Initial time

1. 서 론

최근 , ^{환경 문제나 석유 자원의 고갈이 큰 문제가 되}

고 있어 내연 기관의 고효율화 및 배출 가스 저감이 크 게 요구되고 있다 . 그 중 효율화와 배출 가스의 저감이 동시에 가능한 예혼합 압축 자기착화 엔진이 주목받고 있다 .

예혼합 압축 자기착화 기관의 착화 및 연소는 연료와 산소의 산화 반응 과정에 크게 의존하고 있다 . 또 연료 분자구조 , ^당량비 , ^압축비 , ^{연료농도의 균일성} , ^{잔류 가} (2011

9

9

~ 2011

11

21

, 2011

12

28

)

†책임저자

,

,

E-mail : [email protected]

TEL : (052)259-2852 FAX : (052)259-1680

스와의 혼합이 착화·연소에 주는 영향은 실험

이나 소반응 수치계산

으로 알 수 있다 . 그러나 지금 실제로 사용되고 있는 가솔린 , 경유 및 천연 가스와 같은 다성 분연료의 상호 관계의 영향을 실제 엔진으로 따로 확인 하는 것은 곤란하다 . 또한 다양한 연소 파라메타의 영향 을 받는 실험 결과와 0 차원으로 가정된 근본반응 수치 계산과는 상당한 차이가 있다 .

따라서 본 연구에서는 , 연료의 분자구조에 착안하고 ,

분자구조가 다른 n-heptane 와 iso-octane 의 단일연료 및 혼합 연료가 예혼합 압축 착화 연소의 착화 및 연 소에 끼치는 영향을 조사해 다차원 시뮬레이션 개발을 위한 데이터베이스를 작성하였다 . 실험장치를 통해 왕 복동 기관의 단발의 압축을 재현할 수 있고 , 연소에 영향을 끼치는 파라메타의 상호작용을 최소화할 수 있 다 . 여기에 윤활유의 영향을 무시할 수 있는 급속압축 장치를 이용하고 , 연소실내부로 n-heptane 와 iso-octane

의 혼합 연료와 공기의 예혼합기를 공급하였다 . ^단일

압축을 행하여 연소 실내의 가스 압력 상태를 측정 및 기록하여 얻게 된 지압 선도를 열역학적으로 해석하였 다 . ^{저온 산화 반응 시작 시각과 이때의 단열압축 온}

도 , 고온 산화 시작 시각과 이에 대한 단열압축 온도 를 측정하였다 .

2. 실험장치 및 실험방법

2.1 실험장치

본 연구에서 채용한 급속압축 장치 ( 보어×스트로크 ; 145 mm×692 mm, 압축비 14.6) 를 Fig. 1 에 연소실 단면 도를 Fig. 2 ^{에 나타낸다} . ^{또 본 장치의 제원을} Table 1 ^에

나타냈다 .

연소실내 압력은 압전식 압력센서 (Kissler6123) 을 이

용해 차지앰프 (Kissler5001) 로 증폭한 후 데이터로거

(TEAC DRX-2a) 를 이용해서 컴퓨터에 기록한다 . 피스

톤 변위는 , ^{급속압축 장치의 압축용 피스톤 동체에 달려}

있는 로터리 엔코더를 이용해서 계측한다 . 피스톤 변위 로 연소실 체적의 이력을 구할 수 있어 , 압력이력으로부 터 P-V ^{선도를 작성할 수 있다} .

Fig. 3 에 나타낸 액체연료기화 공급 장치를 이용해서

예혼합기를 만들어 연소실에 공급한다 . 표시한 초음파 노즐에 연료를 공급해 연료 분무미립을 만들어 분무미 립과 공기를 혼합 , 증발시켜 예혼합기를 만든다 . 또 마 이크로주사기펌프 (KDS 사 KDS-100) 를 이용하여 당량 비 설정을 위한 연료 적하속도를 측정하였다 .

2.2 공시연료

기준 연료에는 직쇄형 포화 탄화수소인 n- heptane 및

Fig. 1 Rapid compression machine (RCM)

Fig. 2 Combustion chamber of RCM Table 1 Specification of RCM

Bore 145 mm

Stroke 692 mm

Cylinder volume 1,214 ^× 10

m

Combustion chamber volume 8,300 ^× 10

m

Compression ratio 14.62

Combustion chamber tickness 50.1 mm

Chamber shape Pancake type

Compration duration 200 ms

측쇄형 포화 탄화수소인 iso-octane 의 혼합 연료를 이용 했다 . 연료의 혼합비는 5 종류 , 연료명은 연료의 옥탄가

(Octane content) 를 이용한다 . Table 2 에 본 연구에 사용 한 각 연료의 성상을 나타낸다 .

2.3 실험조건

실험 변수로서 n-heptane 와 iso-octane 의 혼합비를

Fig. 4 ^{와 같이 설정했다} . ^{실험 설정은} Table 5 ^{에 나타낸}

대로 n-heptane 혼합 비율을 XnH = 100, 30, 20, 10, 0 으 로 설정했다 . 또 , 당량비 Φ는 0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.6

으로 설정했다 . ^{계측 항목은 연소 실내압력이력} Pc(t),

압축 피스톤 위치 Xpiston(t) 을 계측했다 . 급속압축 장치

cylinder 내의 예혼합기 압축개시 전의 온도 T

, 압력 P

및 연소 실체적 V

^을 Table 4 ^{에 나타냈다} .

3. 해석방법

3.1 연소실내의 온도산출

본 연구에서는 , 연소 실내의 온도를 직접 계측하지는 않았다 . ^{그래서 본 연구에서는 연소 실내의 중심부는 단}

열압축이 생긴다고 생각하여 , 계측된 연소 실내압력 P

(t)

보다 이하의 식 (1) 에 나타낸 단열 식에 의해 산출되는 단열온도 T

(t) ^{을 연소실의 대표 온도로서 채택한다} .

(1)

또 , ^{저온 산화 반응 후에는 연소 실내의 단열을 가정}

할 수 없게 되므로 실내평균 가스 온도를 식 (2) 로서 산 출했다 .

(2) P

( ) t

T

( ) t

= P

( ) t

T

( ) t

T t ( ) = P t ( ) V t ( ) ⁄ mR Fig. 3 Fuel supply system

Fig. 4 Fuel blending ratio Table 2 Test fuel properties

Name n-Heptane

Iso-octane 2, 2, 4- Trimetyl pentane

Molucular formula C

H

C

H

Molucular weight 100.2 114.2

Density kg/m

683.7 691.9

Boiling point

C 99.4 99.2

Low calorific value MJ/kg 44.91 44.79

A/F 15.20 15.14

RON 0 100

Molucular structure

Table 3 Experiment al parameters

XnH Φ 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

100 ○ ○ ○ ○ ○ ○

30 ○ ○ ○ ○ ○

20 ○ ○ ○ ○ ○

10 ○ ○ ○ ○ ○

0 ○ ○ ○ ○ ○

Table 4 Initial experiment setting

P

MPa 0.1

T

K 290 ± 2

V

m

1.214 × 10

m

4. 실험결과

4.1 n-heptane 및 iso-octane단일연료의 압축 자기 착화 연소 특성

4.1.1 n-heptane 단일연료의 압축 자기착화 연소 특성

Fig. 5 는 n-heptane 단일연료의 조건의 연소실 내 압력 ,

연소실 체적 , ^식 (1) ^과 (2) ^{을 채용해서 구한 시간에 따른}

연소실 내 온도 그래프를 나타낸다 . 또 Fig. 6 에 logP-V

에 연소 특성 시각의 해석 수법의 예를 제시했다 . 본 연 구에서는 각 연소 시각 , ^{착화 시각 즉 저온반응 시작 시}

각 tL, 저온반응 종료 시각 tL_end, 고온반응 시작 시각

tH, 최대압력상승의 50% 에 도달한 50% 연소 시각 t50

및 연소 종료 시각 t_end 를 P-V 선도에 의해 해석했다 .

Fig. 6 ^{에 내보인 해석 예와 같이} P-V ^{선도의 경사와 다름}

없는 라인을 끌어들여 거기에서의 이탈점을 저온반응

시작 시각 tL, 고온반응 시작 시각 tH 로 하고 , 합류점을

저온반응 종료 시각 tL_end, ^{연소 종료 시각} t_end ^라고

정의했다 . 또한 Fig. 7 에 P-T 선도를 제시했다 . 그림에서

보듯이 연소의 상태가 변화될때마다 변곡점이 발생되는

데 이것은 이전의 Fig. 6 보다도 산화 반응 온도를 판별

할 수 있다 .

Fig. 8 ^{에 연소 실내압력} , ^{연소 실내온도} , ^{연소 기간을}

나타낸다 . 연소 실내압력상승이 2 단의 모양이 되어 저 온 산화 반응과 고온 산화 반응을 확인할 수 있다 . 압력 의 상승을 확인하면 1 ^{단에서의 압력상승 값은 당량비와}

의 상관은 보여지지 않았다 . 한편 2 단에서의 압력상승 은 당량비의 증가와 함께 압력상승 값이 증가하는 경향 을 나타냈다 . ^{압력상승의 최대치는 당량비의 증가에 따}

라 상승하는 경향을 보였다 . 연소 실내온도 T

의 최고치 는 압력과 같이 당량비의 증가에 따라 상승하는 경향을 보였다 . 연소 기간은 Fig. 6 에서 나타낸 것 같이 LogP-

Fig. 5 In-cylinder gas pressure, cylinder volume, in-cyl- inder gas temperature of n-heptane

Fig. 6 LogP-V graph and decision of combustion charac- teristic

Fig. 7 P-T Graph and oxidization temperature

V ^{선도를 이용하여 변곡점을 이용하여 해석한 저온 산화}

반응 기간과 고온 산화 반응 기간을 내보이고 있다 . 이 그림에 의해 연소가 2 단계의 형태를 가지고 있는 것을 잘 알 수 있다 .

압력이력 및 연소 기간의 해석에서 n-heptane 의 저온

산화 반응 시각은 당량비의 증가와 함께 지연된다 . 이것 은 당량비의 증가와 함께 예혼합기의 열용량이 증가하 여져서 같은 체적이라도 연소실내의 가스의 온도가 낮 아졌기 때문이다 . 한편 , 고온 산화 반응 시각은 당량비 가 증가하면 처음에는 조기화해 간다 . ^{그러나 당량비} 0.4 이상의 범위에서는 저온 산화 반응 시각을 고온 산화 반응 시각이 따라잡아 고온 산화 반응 시각은 저온 산 화 반응의 경우와 같이 지연화 되어 간다 . 또 이 그림에 의해 n-heptane ^{저온 산화 반응 온도는} 680±20K, ^고온

산화 반응 온도는 950±50K 인 것을 알 수 있다 .

4.1.2 iso-octane ^{단일연료의 압축 자기착화 연소 특성}

Fig. 9 에 iso-octane 단일연료 , 당량비 0.4 의 조건의 연 소실압력 , 체적 , 온도이력을 나타낸다 . 이 그림에 의해

iso-octane ^에서도 2 ^{단의 압력상승이 확인되어} iso-octane

도 저온 산화반응이 존재한다는 것을 알수 있다 . Fig. 10

은 n-heptane 혼합 비율 XnH=0 즉 iso-octane 단일연료의 조건에서의 당량비를 변화시켰을 경우의 연소 실험의

낸다 . XnH=0 ^{에서는 φ} =0.1, 0.2 ^{에서는 압력상승은 일단만}

확인되었다 . φ =0.3, 0.4, 0.5 에서는 압력상승 둘째 단의 압

력상승이 압축 시작 후 200 ms 이후 즉 상사점 이후가 되

었다 . ^{단 φ} =0.5 ^{로 압력이 급격하게 감소하고 있는 이유}

는 장치의 석영 유리가 파손되었기 때문이다 . iso-octane

의 저온 산화 반응은 φ =0.1 로부터 φ =0.2 에서는 조기화하 고 있지만 이것은 실험 오차에 포함된다고 생각되어 , n-

heptane 단일연료와 같은 당량비의 증가에 따른 반응 시작

시각은 지연된다고 생각된다 . 또 고온 산화 반응도 n-

heptane ^{단일연료의 경우와 같이 당량비의 증가에 따른 조}

기화 해간다 . 이 현상은 상사점 후의 압력저하가 일어나 는 조건에서와 같이 당량비의 영향이지만 압축중의 반응 온도에 도달할 때까지의 시간이 아니고 , 쇼크 튜브 등의 실험과 같이 고온장이 일정시간 유지되었기 때문에 고온 산화 반응이 생기고 있다고 생각된다 . 이 그림에 의해

iso-octane 의 저온 산화 반응 온도는 715±15K 인 것을 알 수 있다 . ^{한편 고온 산화 반응은 상사점후의 압력 및 온}

도가 저하되어 가는 과정에서의 착화이기 때문에 압축 이력중의 반응 온도로서는 산출할 수 없었다 .

4.2 n-heptane 및 iso-octane혼합 연료의 압축 자 기착화 연소 특성

Fig. 11 ^{에 당량비 φ} =0.4 ^{일정의 조건으로} n-heptane ^혼 Fig. 8 In-cylinder gas pressure, temperature, combustion

duration (XnH=100) Fig. 9 In-cylinder gas pressure, cylinder volume, in-cyl-

inder gas temperature of iso-octane

합 비율 XnH ^{를 변화시켰을 경우의 연소 실험의 연소}

실내압력 , 연소 실내온도 , 연소 기간을 나타냈다 . XnH

가 높은 만큼 , 즉 n-heptane 의 비율이 높을 만큼 1 단 째 의 압력 상승 시작은 조기화하는 경향을 나타냈다 . ^또 1

단 째의 압력상승 값은 증가하는 경향을 나타냈다 . 한편 ,

XnH 와 2 단 째의 상승 값과의 명확한 상관은 보여지지

않았다 . 저온 산화 반응 시작 시각은 XnH 가 높은 만큼 조기화하는 경향을 나타냈다 . ^단 XnH=20 ^{과 같이 일부}

역전하고 있는 데이터도 존재한다 . 고온 산화 반응 시작 시각도 저온 산화 반응과 같이 XnH 의 증가와 함께 조 기화하는 경향을 나타냈다 . ^{저온 산화 반응 온도는}

XnH=100 의 680K 으로부터 당량비의 증가에 따라 30K

정도 상승하고 있다 . 산화 반응 시각 , 산화 반응 온도에 는 이후의 절로 자세하게 설명한다 .

4.3 산화 반응 시각과 당량비, n-heptane혼합 비율 의 관계

본 연구에 있어서의 저온 산화 반응 시각을 Fig. 12

에 제시했다 . 가로축에 n-heptane 혼합 비율 , 세로축에 압 축 시작으로부터의 시간을 나타내었다 . 동당량비의 조

건에서는 XnH 가 높을 만큼 저온 산화 반응 시각은 조

기화하는 경향을 보인다 . XnH=100 에서는 당량비의 증

가와 함께 저온 산화 반응 시작 시각 tL ^{은 지연된다} .

iso-octane 이 혼합된 조건에서는 저당량비 φ =0.1~0.3 의

사이에 시작 시각의 순번이 교체하고 있다 . 이것은 예혼

합기 중에 포함되는 n-heptane 의 비율이 낮기 때문 에

영향을 미치기 어렵기 때문이라고 생각된다 . ^다음으로 Fig. 11 에 고온 산화 반응 시각을 나타낸다 . 축은 Fig. 10

과 같지만 , 빈틈없이 칠한 점은 고온 산화 반응이 상사 점후에 생긴 것을 나타내고 있다 . ^{고온 산화 반응 시작}

시각 tH 는 저온 산화 반응과 같이 동일 당량비의 경우

XnH 가 높은 만큼 조기화하는 경향을 나타냈다 . 또 동일 한 XnH ^{의 경우} , ^{단순에 당량비의 증가와 함께 조기화}

하는 경향을 내보였다 .

4.4 산화 반응 온도와 당량비, n-heptane혼합 비율 의 관계 Fig. 12 에 저온 산화 반응 온도 TL 을 제시했다 . 가로

축에 n-heptane 혼합 비율 , 세로축에 연소 실내온도를 나

Fig. 10 In-cylinder gas pressure, temperature, combustion

duration (XnH=0) Fig. 11 In-cylinder gas pressure, temperature, combustion

duration ( φ =0.4)

타내고 있다 . 같은 XnH 에서는 저온 산화 반응 온도는 당량비에 의존하지 않고 50K ^{정도의 범위내에 들었다} .

또 XnH 가 저하하면 저온 산화 반응 온도 TL 은 30K 정도

상승해 XnH=10 에서는 iso-octane 단일연료의 저온 산화

반응 온도와 같은 조금 높은 온도를 나타낸다 .

한편 , 고온 산화 반응 시작 시 단열 가스 온도 TH 는

XnH=100 에서는 당량비 0.2 을 제외하면 970K 정도로 산

출되었다 . ^{또 혼합 연료에서는 고온 산화 반응 온도는} XnH=30 에서는 XnH=970±25K, XnH=20 에서는 XnH910

±50K 정도가 되는 것을 알았다 . XnH=30 로부터 XnH=20

의 범위에서는 고온 산화 반응 온도가 저하된다 . ^{또 고}

온 산화 반응이 처음으로 생기는 XnH=100, φ =0.2 와

XnH=20, φ =0.3 의 조건에서는 고온 산화 반응 온도가

100K 정도 낮게 산출되어 있다 .

4.5 n-heptane부분 당량비와 산화 반응 시각 및 산 화 반응 온도의 관계

Fig. 14 와 15 에 n-heptane 부분 당량비 fnH 와 저온 산 화 반응 시각 및 고온 산화 반응 시각의 관계를 내보인 다 . ^횡축은 n-heptane ^{부분 당량비} , ^{세로축은 압축 시작으}

로부터의 시각을 나타낸다 . 각각의 n-heptane 혼합 비율

마다 n-heptane 부분 당량비가 증가하는 것에 따라 처음

에는 저온 산화 반응 시각은 변화되지 않지만 도중부터

지연화로 변하고 있는 것을 알 수 있다 . ^또 XnD=30 ^에

서는 φ nH 가 더욱 증가하면 지연화로부터 조기화로 변 하려고 하고 있다 . 한편 고온 산화 반응 시각에 있어서

Fig. 12 Low temperature reaction stat timing tL

Fig. 13 High temperature reaction stat timing tH

Fig. 14 Low temperature reaction timing temperature TL

Fig. 15 High temperature reaction timing temperature TH

는 n-heptane 혼합 비율에 의존하지 않고 n-heptane 부분 당량비가 증가할 때마다 단순하게 조기화해 가는 것을 알 수 있다 . Fig. 16 와 17 에 n-heptane 부분 당량비 φ nH

와 저온 산화 반응 온도 및 고온 산화 반응 온도의 관 계를 제시한다 . 가로축은 n-heptane 부분 당량비 , 세로축 은 연소 실내온도를 나타낸다 . ^각각의 n-heptane ^혼합

비율마다 n-heptane 부분 당량비가 증가하는 것에 따라

처음에는 저온 산화 반응 온도는 변화되지 않지만 도중

부터 상승으로 변하고 있고 , ^게다가 n-heptane ^{부분 당량}

비가 증가하면 저온화하는 경향을 나타낸다 . 한편 , 고온

산화 반응 온도는 n-heptane 부분 당량비가 증가하는 것

에 따라서 상승하는 결과가 되었다 .

5. 결 론

급속압축 장치의 연소실내에 기준 연료인 n-heptane

와 iso-octane ^{의 혼합 연료와 공기의 예혼합기를 공급하}

고 , 얻어진 지압 선도를 대상으로 열역학적으로 해석하 고 , 저온 산화 반응 시작 시각 ( 압축 시작으로부터의 시 간 ), 그 시각에 있어서의 온도 , 고온 산화 시작의 시각 ,

그 시각에 있어서의 온도를 구했다 .

본 연구로 얻을 수 있었던 성과는 다음과 같이 요약 된다 .

1) 0.1~0.5 ^{의 당량비의 범위에서 단일연료의 저온 산}

화 시각 및 고온 산화 반응 시각 ( 착화 시각 ) 의 온도는 다음 값 영역을 차지한다 .

연료 저온 산화 온도 고온 산화 온도

n-heptane 680±15K 950±15K iso-octane 715±15K

2) n-heptane 은 피스톤의 압축 행정 중에 저온 산화 반

응 , ^{고온 산화 반응이 생겼다} . ^한편 , iso-octane ^{는 압축}

행정 중에 저온 산화 반응이 생기고 , 피스톤이 상사점에 고정된 후 고온 산화 반응이 생겼다 .

3) ^당량비를 0.1~0.5 ^{의 범위에서 변화시켰을 경우} n-

heptane 단일연료의 저온 산화 반응 온도 및 고온 산화

반응 온도와 iso-octane 단일연료의 저온 산화 반응 온도

는 당량비 의존성이 보여지지 않았다 .

4) 당량비의 증가에 따른 저온 산화 반응 시각 tL 은 지

연된다 . 한편 , φ =0.1 을 제외하는 당량비에서는 , 당량비 의 증가에 따른 고온 산화 반응 시각 tH ^{는 조기화했다} .

5) iso-octane 혼합 비율을 0~100 mol%(RON=0~100)

까지 증가시켜 가면 저온 산화 시작 시각 및 고온 산화 반응 온도 함께 30K 정도 상승한다 .

6) iso-octane ^{혼합 비교적} 70~90%(RON=70~90) ^{의 혼}

합 연료에서는 당량비를 증가시키면 저온 산화 반응 및 고온 산화 반응 온도는 함께 상승하는 경향을 나타낸다 .

7) ^{저온 산화 반응 시작 시각} tL ^{및 고온 산화 반응}

시작 시각 tH 는 연료중의 iso-octane 의 혼합 비율이 증

가함에 따라 지연된다 .

8) n-heptane ^{혼합 비율마다} n-heptane ^{부분 당량비가 증} Fig. 16 Relation between n-heptane partial equivalence

ratio and low temperature reaction timing

Fig. 17 Relation between n-heptane partial equivalence

ratio and high temperature reaction timing

가하는 것에 따라 처음에는 저온 산화 반응 시각의 변 화는 없지만 도중으로부터 지연화에 돌아선다. XnD=30 에서는 fnH가 더욱 증가하면 지연화로부터 조기화에 돌 아선다.

9) 고온 산화 반응 시각은 n-heptane혼합 비교적 의존 하지 않고 n-heptane부분 당량비가 증가할 때마다 단순 에 조기화해 간다.

10) n-heptane혼합 비율마다 n-heptane부분 당량비가 증가하는 것에 따라 처음에는 저온 산화 반응 온도의 변화는 없지만 도중부터 상승으로 변하고 있고, 게다가 n-heptane부분 당량비가 증가하면 저온화하는 경향을 내 보인다.

11) 고온 산화 반응 온도는 n-heptane부분 당량비가 증가하는 것에 따라서 상승하는 결과가 되었다.

후 기

본 과제는 교육과학기술부의 재원으로 한국연구재단 의 지원을 받아 수행된 광역경제권 선도산업 인재양성사 업에 의해 수행되었습니다. 심심한 감사의 말씀드립니다.

참고문헌

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