터보차저 엔진의 안정적 제어를 위한 성능 특성에 관한 연구
A Study on the Performance Characteristics of Turbocharged Engine for the Stable Control
천동준* Dong-Joon Chun*
요 약
본 논문에서는 터보차저 엔진에서 중요한 문제로 대두되는 응답 특성을 규명하고, 전 부하뿐만 아니라 빈번 하게 운행되는 부분 부하 조건 하에서의 엔진 성능을 분석하고자 한다. 시험 결과 컴프레서의 압축비는 1260 rpm 까지는 직선 형태로 급격히 증가하고 이후에는 약 2.5 정도로 완만하게 증가하는 것으로 나타났다. 이때 제동 평균 유효 압력도 압축비에 따라 1260 rpm 까지는 직선적으로 급격하게 증가하다가 1600 rpm 이후부 터는 급격히 감소하였다. 과급압이 증가될수록 연비, 공기 과잉률, 제동 평균 유효 압력이 향상되나 중저속 영 역보다는 정격 회전수로 갈수록 높아지는 경향이 크게 나타나고 있다. 터보차저는 약 1260 rpm 에서부터 안정 적으로 작동되는 것으로 나타났으며 저속 영역에서는 과급기의 특성상 효율이 낮게 나타났다. 이 연구의 결과 는 터보차저 엔진의 안정적 부하와 속도 제어 방법에 응용할 수 있다.
Abstract
In this study, the performance characteristics of turbocharged engine is analyzed. The methods of engine performance improvements are suggested not only for full load characteristics of the engine but also for partial load characteristics of the engine, which is more frequently used in actual driving conditions. The compression ratio of the compressor is increased rapidly in a straight line pattern until 1260 engine rpm, and after that it is increased slowly to 2.5 ratio. Also the brake mean effective pressure increased until 1260 engine rpm and decreased rapidly after 1600 engine rpm. The higher the pressure ratio, the better the fuel consumption, air excess ratio and brake mean effective pressure. But those are higher in the rated revolution range than in the mid-low revolution range. The turbocharger is operated in a stable condition from 1260 rpm and its efficiency is low in the low speed range for the reason of its characteristics. The results of this study can be applied in the fundamental control methods of turbocharged engine for stable load and speed.
Key words : Turbocharger, Diesel Engine, Boost Pressure, Transient Phenomenon, Turbo Lag
* 벽성대학 자동차과
‧ 제1저자 (First Author) : 천동준 ‧ 투고일자 : 2010년 1월 6일
‧ 심사(수정)일자 : 2010년 1월 8일 (수정일자 : 2010년 2월 1일) ‧ 게재일자 : 2010년 2월 28일
I. 서 론
디젤 엔진은 내구 수명이 길고 높은 출력 및 이론
열효율을 낼 수 있으며 연료 효율이 우수할 뿐만 아 니라 최근에 문제가 되고 있는 탄소 유해 가스가 적 게 발생된다는 이점 때문에 휘발유나 대체 연료의 개
발에도 불구하고 디젤 엔진의 고성능, 저연비 및 배 출 가스 개선 등을 통한 클린 디젤 엔진의 기술 개발 및 제작 보급이 계속되고 있다.
엔진은 배기량만큼의 공기와 연료를 흡입한 후 폭 발시켜 동력을 발생시키므로 배기량이 클수록 엔진 의 출력이 증대되나 엔진이 실제 흡입하는 공기량은 배기량에 대해 약 80% 에 해당한다. 그러므로 터보 차저는 흡입 공기를 압축하여 공기의 밀도를 증가시 켜 동일 체적 내에서의 공기량을 증대시킬 수 있으므 로 더 많은 양의 연료를 연소시켜 엔진의 체적당 열 효율 및 출력을 증대시킬 뿐만 아니라 연소 효율 증 대 및 노킹 발생과 배기 소음 저감 등의 부수적인 이 점이 있어 널리 이용되고 있다.
그러나 터보차저 디젤 엔진은 터보차저와 디젤 엔 진의 매칭 복합 엔진의 한계성 때문에 전 속도, 전 부 하 영역에서 원하는 효율 및 출력을 나타내는 데에는 문제가 있다. 터보차저 디젤 엔진의 문제점으로 잘 알려진 것은 터보 래그(turbo lag)에 의한 응답 지연 현상, 즉 저속에서 고속으로의 변경에 따른 과도현상 (transient phenomenon) 및 급 부하 변경에 따른 과도 현상과 터보 과급이 작동하지 않는 저속 영역에서의 토오크 감소 및 이상 연소 현상이 있으며 이외에도 특히 전 부하(full load) 특성 출력에 따른 부분 부하 (partial load) 특성의 성능 이상 등이 발생될 수 있다.
이 같은 문제에 대한 많은 연구가 수행되었는데 그중에서 터보차저의 매칭을 통한 엔진의 성능에 관 한 연구가 있다. Benson 과 Svetnicka[1] 가 엔진 각 부 품의 온도와 압력, 속도 및 출력비를 정의한 후 매칭 변수를 배기 매너홀드의 압력으로 정하여 각 단계의 압력비가 매칭 변수의 압력이 될 때까지 수렴하는 수 치 계산법을 사용하여 터보차저를 매칭하였다. 이 연 구 결과는 전체 과급 압력비, 상대 공연비, 배기 온도 비가 실험값과 잘 일치하는 결과를 얻을 수 있었다.
또한 McIntosh, Brear 와 Shamma[2]의 연구를 보면 6 기통 터보차저 디젤 엔진을 서로 다른 수많은 시장 수요에 맞도록 엔진 및 터보차저의 매칭 실험을 통하
여 다양한 엔진의 개발이 가능함을 보여주었다.
터보차저 엔진의 성능 특성 향상에 관한 연구로는 Akiba, K., Ohtani, M. 과 Yoshiki, H.[3] 의 V형 8기통 엔진의 저속 영역 성능 개선에 관한 연구가 있다. 여 기서 웨이스트 게이트(Wastegate)와 같은 고가의 장 치 없이 흡배기 시스템을 컴퓨터 프로그램을 통하여 재매칭하는 연구를 시도하였다. 특히 실린더를 4개 의 2그룹으로 나누고 터어빈 치수를 작게 함으로써 흡기 시스템의 파형 압력을 이용하여 제한된 최대 압 력 하에서도 평균 유효 압력이 전 속도 영역에서 향 상된 결과를 얻을 수 있었다.
본 연구에서는 4행정 싸이클 터보차저 디젤 엔진 에서 중요한 문제로 대두되는 터보차저 매칭 기술과 엔진의 응답 특성을 시험을 통하여 규명하고 아울러 전 부하 및 부분 부하 조건하에서의 엔진 성능을 분 석하여 안정적 운전과 성능 개선 방법을 나타내어 제 어에 필요한 데이터를 얻고자 한다.
Ⅱ. 시험장치 및 방법
2-1 시험장치
터보차저 엔진의 동적 특성 및 성능을 알아보기 위하여 그림 1과 같은 실험 장치를 구성하였다. 실험 장치는 6기통, 배기량 12ℓ인 실험 대상 엔진, 엔진의 동력을 측정하기 위한 동력계(dynamometer), 연료를 공급하는 연료 계통, 공기를 흡입하는 흡입 계통, 배 기가스를 제어하는 배기 계통, 흡입 공기량을 증대하 는 터보차저 장치, 압력 및 온도를 계측할 수 있는 액 주계와 열전대로 구성되어있다. 동력계는 엔진에 일 정한 부하를 가하거나 또는 무 부하 상태에서 일정 회전 속도를 낼 수 있도록 되어있어 실제 엔진이 주 행 상태와 유사한 조건에서 실험이 가능하게 되어 있다.
측정시 덕트의 정압을 측정하기 위해서는 하나의 공통 게이지에 최소 2개 이상의 탭을 분기시켰으며,
온도는 정적인 상태의 값을 채택하였다. 열전대 (thermocouple) 는 흡입 공기측 응답성에는 아무런 지 장이 없으므로 철-콘스탄탄(iron-constantan)을 사용하 고, 배기 가스측은 고응답성을 요구하므로 크롬-알루 멜(Cr-Alumel)의 K 형 열전대를 가늘고 얇게 피막을 하여 사용하였다.
1 compressor 2 turbine
3 turbocharger speed 4 compressor int. pressure
5 compressor out temp. 6 turbine out pressure
7 turbine int. pressure 8 air flow meter
9 barometer pressure 10 drive shaft
11 smoke meter 12 fuel consumption meter
13 intercooler 14 diesel engine
15 pressure tranducer 16 intercooler out temp.
17 crank angle encorder 18 dynamometer
19 stepping motor 20 signal controller
21 charge amplifier 22 A/D convertor
23 combustion analyzer 24 dynamo. control computer
25 pc and monitor
그림 1. 실험장치 개략도
Fig. 1. Schematic diagram of experimental apparatus
그림 2. 엔진 실험 장치 Fig. 2. engine experiment set-up
표 1. 엔진의 구체적 형식
Table 1. Specification of engine type
Engine Six cylinder in line
Valve system Four valve,
Over Head Camshaft Combustion system Direct Ignition Diesel
Scavanging Turbocharged, Intercooled
Bore 128 mm
Stroke 155 mm
Swept Volume 12 ℓ
Rated Power 294 ㎾
Rated Speed/Idle speed 1900 rpm / 800rpm Max. continuous overspeed 2860 rpm Max. non-sustained overspeed 3300 rpm
표 2. 엔진 다이나모미터의 구체적 형식
Table 2. Specification of engine dynamometer
Description Specification
Type Maker Model Cooling system Lubrication system Max. absortion power Max. absortion revolution Brake arm length Digital tachometer
eddy current absortion type LABECO (U.S.A) TH-352 water cooling oil lubrication 500 HP 4000 rpm 0.9144 m 9999 rpm
2-2 시험방법
본 시험에서 사용된 터보차저는 웨이스트 게이트 (wastegate)가 부착된 배기 구동 터보차저 방식으로 이것은 압축기 후의 과급 압력에 의해 웨이스트 게 이트 밸브가 작동된다. 웨이스트 게이트는 밸브의 스 트로크 및 작동 개시 압력을 알아내어 터보차저 선도 상에서 매칭 기술이 필요하다.
전 부하 성능은 디젤 엔진의 전 부하 출력 성능 테 스트 코드에 기준하여 연료 분사 시기, 분사량과 분 사율이 설정된 상태에서 측정하였다. 측정 위치는 흡 입온도는 터보차저 입구관 앞 흡입 입구 상류 0.15m 이내로 하였고, 흡기 압력은 터보차저 상류 0.07m 이 내, 배기 배압은 터보차저 하류 0.15m, 배기온도는 배 기 매너홀드 하류 0.05m 이내 지점으로 하였다. 콘트 롤 랙 최대 분사 위치는 축 토오크, 회전수, 온도 등
Speed(%) Load(%) Weighting factor(%)
1 (Idle) 0 25
2 60 10 8
3 60 30 8
4 60 50 8
5 60 75 8
6 60 100 25
7 (Idle) 0 25
8 100 100 10
9 100 75 2
10 100 50 2
11 100 25 2
12 100 5 2
13 (Idle) 0 25
의 엔진 조건이 3분간 안정된 상태에서 실시하였고 측정시 엔진 안정 조건에서 최저 회전수에서 최고 회 전수까지 영역을 설정하여 실시하였다. 동력계의 제 동하중, 축 토오크, 연료 소비량, 흡기 온도는 2% 범 위를 초과하지 않는 안정된 상태에서 연속 측정값의 평균으로 적용하였다. 표3에 주요 실험 조건을 나타 내었다.
또한 부분 부하 시험은 유럽의 ECE 13 모드 시험 에 준하여 표4와 같이 하였다. 여기서 속도는 전 부 하 시험 결과 최고 출력시 회전수에 대한 %비이고 엔진 부하율은 전 부하시 최대 토오크에 대한 % 비 이다. 일반적으로 ECE 13 과 같은 부분 부하 모드는 제동 연료 소비율과 스모크의 결과 항목에 중점을 둔 다. 그러나 엔진의 개발에서의 부분 부하 실험은 엔 진의 아이들링 속도에서부터 정격 이상의 속도까지 적절한 부하 상승률을 주어 각각에 대한 상세 실험을 하는 것이 절차이다.
표 3. 엔진 시험 조건
Table 3. Test condition of engine
Governor REDIII
Injection Pump T.I.C.S.
Water Pump 3100rpm, 450 ℓ/min
NTP 2.2 ㎜ , 2.7 ㎜
Compression ratio 17.49
Oil Temperature 30 ℃
Breathing Air Temp. 20 ℃
Test Room Temp. 20 ℃
Back Pressure 140 ㎜Hg
(2100 rpm, 11.8 BMEP)
Nozzle ψ 0.26 × 6 ×150°
표 4. ECE 13 모드 테스트 Table 4. ECE 13 mode test
Ⅲ. 시험결과 및 고찰
그림 3에서 제동 평균 유효 압력은 압축비가 증가 하는 1260 rpm 까지는 증가하고 있으나 1600 rpm 이 후부터는 급격히 감소하고 있는데 이것은 그림 4에 서와 같이 터어빈 출구 온도가 약간 증가하는 시기로 제동 평균 유효 압력이 온도에 영향을 받고 있음을 알 수 있다. 또한 공기 과잉률은 아이들링 속도인 800 rpm에서부터 정격 속도인 1900 rpm 까지 약 1.25 에 서 약 1.7 까지 변하는 것으로 나타났다. 그림 5는 엔 진 속도에 대한 체적 효율 및 유효 출력의 성능 곡선 을 나타낸 것으로 900 rpm 이하에서부터 체적효율은 계속 감소하는 현상을 보이고 있으며 이것은 연료 유 량의 경우도 마찬가지 경향이다.
그림 6과 그림 7은 1140 rpm 과 1900 rpm 에서의 ECE13 모드에 의한 부분 부하 시험 결과로써 제동 평균 연료 소비율은 1900 rpm 일 경우가 1400 rpm 경 우보다 높으며, 1900 rpm 의 경우에는 평균 유효 압 력이 약 11.5 bar 일 때가 가장 낮고 1140 rpm 경우에 는 약 13.5 bar 일 때가 가장 낮은 값으로 나타나고 있다.
그림 8은 인터쿨러의 성능을 평가하기 위하여 전 면 풍속을 0～12 m/sec 로 변경하면서 열발생률을 측 정한 것인데, 열방출율은 냉각수량과 전면 공기 속도 에 거의 직선적으로 비례하여 증가하는 것으로 나타 나고 있다.
600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 0.0
0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 14 15 16 17 18 19 20
compression ratio
s m o k e air excess ratio
B M E P
smoke (-), air excess ratio (-), cpmpression ratio (-), BMEP (bar)
engine speed(rpm)
그림 3. 제동평균유효압력, 압축비, 공연비, 스모크 Fig. 3. BMEP, compression ratio, air excess ratio
and smoke
600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 -40
-20 0 20 40 60 80 100 400 600 800 1000 1200 1400
comp. int. temp.
int. manifold temp.
comp. out. temp.
turbine out. temp.
comp. int. pre.
turbine out. pre.
int. manifold pre.
turbine int. pre.(RH) comp. out. pre.(LH)
turbine int. pre.(LH)
pressure of compressor and turbine (mmHg)
engine speed (rpm)
0 100 200 300 400 500 600
temperature of compressor and turbine (o C)
그림 4. 컴프레서와 터어빈의 압력 및 온도 변화 Fig. 4. Pressure and temperature change of
compressor and turbine
800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 0
100 200 300 400 5000 10000 15000 20000 25000
volumetric efficiency related to intake manifold = {(air flow meter int. air flow)x(cycle number/2)}
/ {(int. manifold air density)x(const.)x(mean engine speed)x(total displacement)}
air flow
effective power
fuel delivery
vol. efficiency(%), fuel delivery(mm3/rev), effective power(ps), air flow(l/min)
engine speed (rpm)
그림 5. 체적효율, 유효마력, 공기유동 및 연료공급 Fig. 5. Volumetric efficiency, effective power, air flow
and fuel delivery
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
0 20 40 140 160 180 200 220 240 260
BSFC fuel flow mass
fuel flow mass(kg/h), BSFC(g/psh)
BMEP (bar)
그림 6. 부분 부하에서의 비연료 소모율 및 연료 질량(1140rpm)
Fig. 6. BSFC and fuel mass at partial load(1140rpm)
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
0 20 40 60 140 160 180 200 220 240 260
BSFC fuel flow mass
fuel flow mass (kg/h), BSFC (g/psh)
BMEP (bar)
그림 7. 부분 부하에서의 비연료 소모율 및 연료 질량(1190rpm)
Fig. 7. BSFC and fuel mass at partial load(1190rpm)
그림 8. 인터쿨러의 열방출 곡선 Fig. 8. Heat release curve of intercooler
그림 9. 터보차저 매칭 계획
Fig. 9. Scheme of the turbocharger matching
디젤 엔진에 대한 터보차저의 매칭은 앞에서의 실 험 결과를 기본적으로 이용하여 엔진 속도에 따른 압 축기 전후 공기압, 공기 온도, 대기 온도 및 공기 질 량 유량을 이용하여 구할 수 있다. 터보 매칭은 최대 토오크 점에서부터 시작하며, 최대 토오크에서 엔진 의 요구 성능을 만족시키는 공연비 목표는 경험으로 부터 결정한다. 이 목표 공연비, 목표 연료 소모율, 목표 평균 유효 압력 값으로부터 최종적으로 요구되 는 과급압을 맞출 수 있다. 그림 9는 터보차저 매칭 과정을 나타낸 개략도이다.
터보차저의 매칭 결과 양호한 성능 데이터를 얻기 위해서는 매우 신중해야 되는데 특히 써어지(surge) 한계, 속도 한계, 초오크(choke) 한계에 의하여 범위 가 정해진다. 웨이스트 게이트 터보차저 엔진은 과급 압은 물론 터어빈 노즐 면적도 변하지 않으나 웨이스 트 게이트의 유효 유동 면적은 에너지 평형에 도달할 때까지 변한다. 웨이스트 게이트는 질량 유동으로부 터 계산되기 때문에 웨이스트 게이트에서 에너지 손
실은 터어빈에서의 엔탈피 차이와 같다.
그림 10은 압축기 선도 상에서 시험 데이터를 이 용하여 수정 질량 유량을 계산하여 그린 터보차저 매 칭 곡선도이다. 압축기의 압축비는 1260 rpm까지는 직선적으로 급하게 증가하다가 이후 약 2.5 정도로 완만하게 증가하는 것으로 나타나고 있다. 써어지선 방향으로 성능 곡선이 치우쳐 터보차저의 매칭이 아 직 부정확하며 웨이스트 게이트는 약 1260 rpm 근처 에서 작동되는 것을 알 수 있다. 또한 터보차저는 과 급 압력을 일정하게 유지하려는 성질이 있기 때문에 압력비 및 터보차저 속도는 대기압에 따라 증감하는 경향이 발생하므로 토오크 선은 써어지 한계선과 적 절한 거리를 유지해야 하고 주요 설계점에서의 효율 은 높아야 한다. 터보 성능 곡선도에서 보듯이 엔진 작동 선도의 압축기 효율은 약 78 %로 우수하다. 그 러나 저속 영역에서의 낮은 효율은 압축기의 특성상 의 이유로 판단될 수 있다.
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
0.0 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
66 68 70 72 74 76 78
experimental result calculated result
c= N
e= N
83000 s u r g e l i m i t
1900 2100 1600 1260
1100 1000
800
108000 103000
96000 90000
65000
45000
Pressure Ratio
Corrected air flow
그림 10. 터보차저 성능 곡선도 Fig. 10. Turbocharger performance map
과급압 변동에 따른 전 부하 성능을 살펴보기 위 해 과급압을 0.2 bar 씩 증대하면서 동일 제동 평균 유효 압력하의 전 부하 성능을 비교하였다. 여기서 1000 rpm 이상은 흡기 매너홀드의 가변 밸브를 열고 1000 rpm 미만은 밸브를 닫았다. 그림 11의 시험 결 과와 같이 과급압이 높아질수록 공기 과잉률은 높아 지는 경향이 있으며 중저속 영역보다는 정격 회전수 로 갈수록 높아지는 경향이 크게 나타나고 있다. 이 것은 정격 회전수에서의 흡기 부압의 과다나 냉각수
의 온도 불안정 등의 요인 등이 작용하는 데에도 영 향이 있다. 연비는 중속 영역에서 약간 감소하는 경 향이 있고 스모크는 전 속도 영역에서 약간 악화되었 다. 또한 그림 12에서 인터쿨러후 공기 온도는 과급 압이 증가할수록 낮아지나 약 1260 rpm 이후의 중속 영역 이후부터는 온도가 증가하는 경향이 있다.
그림 13의 성능 곡선에서 과급압 증가에 따라 체 적 효율은 저속 측에서 저하하는데 이것은 밸브가 저 속 영역에서 열려있는 영향이 크다.
그림 11. 과급 압력 증가 및 밸브 타이밍 변화에 따른 제동평균유효압력, 공연비 및 스모크 변화 Fig. 11. BMEP, air excess ratio and smoke change
with increased boost pressure and changed valve timing
그림 12. 과급압 증가에 따른 컴프레서와 터어빈의 과급 압력 변화
Fig. 12. Boost pressure change of compressor and turbine with increased boost pressure
그림 13. 과급압력 증가 및 밸브 타이밍에 따른 체적효율 및 유효 토오크
Fig. 13. Volumetric efficiency and effective torque with increased boost pressure and vlave timing
Ⅴ. 결 론
터보차저 엔진에서 중요한 문제로 대두되는 터보 차저 매칭 기술과 엔진의 응답 특성을 시험을 통하여 규명하고 아울러 전 부하 뿐만 아니라 부분 부하 조건 하에서의 디젤 엔진의 성능을 분석하였다.
터보차저 엔진의 제동 평균 유효 압력은 압축비가 증가하는 1260 rpm 까지는 증가하고 있으나 1600 rpm 이후부터는 급격히 감소하고 있는데 이것은 터어빈 출구 온도가 약간 증가하는 시기로 제동 평균 유효 압 력이 온도에 영향을 받고 있음을 알 수 있었다. 또한 공기 과잉률은 아이들링 속도인 800 rpm에서부터 정 격 속도인 1900 rpm까지 약 1.25 에서 약 1.7까지 변하 는 것으로 나타났으며, 또한 압축기의 압축비는 1260 rpm까지는 직선적으로 급하게 증가하다가 이후 약 2.5 정도로 완만하게 증가하는 것으로 나타났다. 엔진 속도에 대한 체적 효율 및 유효 출력의 성능 곡선에서 는 회전수 900 rpm 이하에서부터 체적효율은 계속 감 소하는 현상을 보이고 있으며 이것은 연료 유량의 경 우도 마찬가지 경향이다.
부분 부하 시험 결과 제동 평균 연료 소비율은 1900 rpm 일 경우가 1400 rpm 경우보다 높으며, 1900 rpm 의 경우에는 평균 유효 압력이 약 11.5 bar 일 때 가 가장 낮고 1140 rpm 경우에는 약 13.5 bar 일 때가 가장 낮은 값으로 나타났다. 엔진의 열방출율은 냉각
수량과 전면 공기 속도에 거의 직선적으로 비례하여 증가하는 것으로 나타나 인터쿨러의 성능을 평가할 수 있었다.
시험결과를 이용하여 터보차저의 압축기 선도 상 에서 수정 질량 유량을 계산하여 터보차저 매칭 곡선 도를 작성했으며, 토오크 선은 써어지 한계선과 적절 한 거리를 유지해야 하고 주요 설계점에서의 효율은 높아야 함을 알았다. 터보차저의 성능 곡선도로부터 엔진 작동 선도의 압축기 효율은 약 78 % 로 우수하 나, 저속 영역에서의 낮은 효율은 압축기의 특성상의 이유로 검토될 수 있다.
과급압을 증대하면서 동일 제동 평균 유효 압력하 의 전 부하 성능을 비교한 결과, 과급압이 높아질수록 공기 과잉률은 높아지는 경향이 있으며 중저속 영역 보다는 정격 회전수로 갈수록 높아지는 경향이 있음 을 알 수 있다. 연비는 중속 영역에서 약간 감소하는 경향이 있어 보이며 스모크는 전 속도 영역에서 약간 악화되었다. 또한 인터쿨러 후 공기 온도는 과급압이 증가할수록 낮아지나 약 1260 rpm 이후의 중속 영역 이후부터는 온도가 증가하는 경향이 있으며, 과급압 증가에 따라 체적 효율은 저속 측에서 저하하는데 이 것은 밸브가 저속 영역에서 열려있는 영향으로 판단 된다.
동일 과급압 시험 조건에서 가변 밸브를 전 속도 영역에 대하여 열었을 경우와 1260 rpm까지는 닫고 그 이후는 열었을 경우에 대하여 살펴본 결과, 전자의 경우에는 배기 가스 조성에 차이를 보여 전 속도 영역 에서 스모크가 감소되는 효과가 있었으며 후자의 경 우에는 토오크 변동은 적으며 저속에서 밸브가 닫혀 있기 때문에 체적 효율은 증가하였다. 또한 공기 과잉 률도 저속에서 밸브가 닫혀 있는 이유로 인하여 증가 하였다.
위와 같은 터보차저 엔진의 성능 개선 연구는 터보 차저의 매칭을 통한 안정적 운전은 물론이고, 엔진의 출력 향상뿐만 아니라 터보차저 엔진 운전 작동의 최 적 성능을 예측하고 제어 알고리즘을 개발 적용할 수 있게 되었다
참 고 문 헌
[1] Benson, R. S. and Svetnicka, F. V., 1974,
"Two-Stage Turbocharging of Diesel Engines: A Matching Procedure and Experimental investigation", SAE Paper No. 740740
[2] McIntosh, R. C., Brear, F. and Shamma, M. B., 1981, "Turbocharging a 6-Cylinder Diesel for Various Ratings and Applications", SAE Paper No.
810341
[3] Akiba, K., Ohtani, M. and Yoshiki, H., 1982, "The Improvement of Vee Eight Engine Performance in Low Speed Range, I. Mech. E.C31/82
[4] Benson, R. S., "A Comprehensive Digital Computer Program to Simulate a Compression Ignition Engine Including Intake and Exhaust Systems", SAE Paper No. 710173
천 동 준 (千東濬)
1987년 2월 : 전남대학교 기계공학과(공학사) 1989년 9월 : 단국대학교대학원 기계공학 (공학석사)
1999년 3월 : 경희대학교대학원 기계공학과 (공학박사)
1991년 5월 ～ 1997년 3월 : 기아자동차 기술연구소 연구원 1997년 3월 ～ 현재 : 벽성대학 자동차과 조교수
관심분야 : 열유체공학, 터어빈 및 컴프레서 등 플랜트류의 제어 및 성능향상 등
