Numerical Investigation on Wall Flow Control for Preventing Contaminants Deposition inside a Duct

http://dx.doi.org/10.6110/KJACR.2013.25.5.261

덕트 내 오염물질 퇴적 방지를 위한 벽면유동 제어에 관한 해석적 연구

Numerical Investigation on Wall Flow Control for Preventing Contaminants Deposition inside a Duct

이방욱(Banguk Lee)¹, 이지근(Jeekeun Lee)^2†

1

현대자동차(주),

전북대학교 기계시스템공학부

1

Research and Development Division, Hyundai Motor Co., Gyeonggi-do, 445-760, Republic of Korea

2

Department of Mechanical System Engineering, Chonbuk National University, Chonbuk 561-756, Republic of Korea (Received February 27, 2013; revision received April 2, 2013)

Abstract Technologies for preventing contaminants deposition are a key issue in a modern duct system. When particulate matters deposit inside the exhaust pipes, which are widely used in the Urea-SCR system to reduce NO

emission from heavy duty diesel engines, many problems arise associated with increased flow resistance and corrosion. Therefore, the development of the urea deposition avoidance technologies is being treated as an important issue of the Urea-SCR system. An analytical study was carried out to investigate the effects of the wall flow around the mixer with the variation of the mixer housing surrounding and supporting the mixer, which is designed to increase the wall flow and then to reduce droplet deposition.

The housing angles and the position of the mixer were changed：angles of 0°, 1°, 2°, and 3°, and mixer positions of 0 L, 0.5 L, and 1 L. The axial velocity distributions, maximum velocity, the half-width, and momentum distribution of the wall flow were investigated to examine the effect of the mixer-housing assembly geometry.

Key words Exhaust pipe(배기관), Mixer-housing assembly(믹서-하우징 조합체), Wall flow(벽면유동), Flow control (유동제어), Urea-salt deposition(우레아염 퇴적)

†Corresponding author, E-mail: [email protected]

기호설명

D ：배기관 직경 [m]

r ：하우징 반경 [m]

L ：하우징 길이 [m]

θ

：하우징 경사각(tilt angle) [deg.]

b

：하우징 출구 높이[m]

b ：분류반폭 [m]

BR ：차단비(blockage ratio) Re ：Reynolds 수, _  _

그리스 문자

ρ

_{：밀도 [kg/m}

]

：점성계수 [kg/ms]

1. 서 론

산업설비에 사용되는 덕트 내부에 퇴적되는 각종 입 자상물질(particulate matter)은 유동저항을 증가시키고 부식 등과 같은 많은 문제를 일으킨다 . 또한 대형 건 물의 환기시스템 , 항공기 및 차량의 공조시스템 등과 같은 공기조화 덕트 내부에 퇴적되는 오염물질은 건강 을 위협하는 존재로 인식되고 있어 오염물질 퇴적 방 지와 관련된 많은 연구가 수행되고 있다.

덕트 내부 에 퇴적되는 입자상 물질을 제거하는 방법 중 하나로 덕트 안으로 직접 장치를 삽입하여 제거하는 방법이 있으나 오염물질 퇴적 방지를 위한 설비를 덕트 내부 에 설치하여 퇴적을 방지하거나 최소화 하는 방안이 선행되어야 한다 .

오염물질 퇴적이 문제가 되는 덕트 시스템 중 하나

Fig. 1 Schematics of mixer-housing assembly applied in Urea-SCR System.

는 대형 디젤기관 배기가스 후처리 용 Urea-SCR(Urea- Selective Catalytic Reduction) 시스템에 사용되는 배기 관이다. Urea-SCR 시스템은 요소수(urea-water solution) 를 분사장치를 통해 배기관 내에 정밀하게 분사한다. 이 렇게 분사된 요소수는 배기가스 열에 의해 열분해 되 어 암모니아 (NH

)로 변환되며 생성된 암모니아는 후단 에 장착된 SCR 촉매에서 질소산화물(NO

)과 반응하여 인체에 무해한 물과 질소로 분해하는 원리를 갖고 있 다 .

특히 Urea-SCR 시스템은 엔진 출력을 유지하면서 90% 이상의 NOx 저감율을 달성할 수 있어 많은 연구 가 진행되어 왔다 .

Fig. 1은 Urea-SCR 시스템에 사용되는 믹서-하우징 조 합체 (mixer-housing assembly)를 나타낸 것이다. 요소수 분사장치가 배기가스 유동방향에 경사각을 갖고 설치 되므로 요소수 분무와 배기가스의 원활한 혼합을 기대 하기가 어렵다. 따라서 분사장치 후단에 믹서를 설치 하여 배기가스와 분무의 혼합을 유도하여 공간 균일도 를 향상시킨다 .

또한 높은 관통도를 갖는 요소수 분 무의 벽면출동에 의한 우레아염 (urea-salt)의 발생을 억 제하고 배기관에 믹서를 쉽게 고정하기 위해 믹서 하 우징이 설치되어 있다.

그러나 요소수 분무는 비교적 작은 배기관 직경에 비하여 높은 속도와 관통도를 갖고 있어 배기가스 유 동방향과 동일한 방향으로 분사하는 경우를 제외하고 대부분의 경우 벽면과 층돌하게 된다. 이때 벽면에 충 돌한 요소수 액적이 낮은 온도에서 증발하지 못하고 벽면에 부착되어 반복적으로 퇴적되면 우레아염이 생 성된다 . 배기관 내에 생성된 우레아염은 배기관을 침 식시키고 촉매의 내구성 저하 등과 같은 문제를 일으 켜 이에 대한 연구의 필요성이 제기되고 있다.

지금까지 수행된 많은 연구들은 요소수 분사 노즐 의 형상 , 설치 위치, 설치 경사각의 최적화와 더불어 배 기관내에 정적 믹서(static mixer)를 설치하여 요소수 분 무 액적의 공간 균일도 향상에 집중되어 왔다.

이 러한 연구들은 요소수 분무의 벽면 근처 집중을 방지

하고 SCR 촉매의 효율향상 및 암모니아 슬립 방지를 도모하기 위한 것이다 . 그러나 본 연구 대상과 같이 믹 서를 배기관 벽면에 고정하고 요소수 분무의 배기관 벽 면에 직접 충돌을 방지하기 위한 하우징이 설치된 조 합체에 대한 연구는 많지 않다 .

하우징의 설치는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 하우징 과 배기관 벽면사이에 요소수 분무가 도달하지 않는 유 동 통로가 형성되어 배기관 벽면에 벽면유동(wall flow) 을 형성하게 된다 . 만약 벽면유동을 증가시킬 수 있는 방안이 고려된다면 요소수 분무의 벽면 부착을 억제하 여 배기관 내 우레아염의 퇴적방지 가능성을 높이게 될 것이다.

덕트 내 벽면유동과 관련한 연구는 주로 장애물을 갖는 덕트 내부유동 해석을 통해 경계층 유동의 압력 손실 , 박리의 재부착 및 경계층 두께변화와 관련된 것 이 있으며 저항물체 주변의 벽면분류의 유동특성을 조 사한 것이 주를 이루고 있다.

본 연구에서는 요소수 분무액적의 벽면 충돌 최소화 를 통한 우레아염 생성 방지를 위해 믹서 -하우징 조합체 의 2차원 모델을 이용하여 해석적 연구를 수행하였다.

하우징 경사각(tilt angle) 변화가 벽면유동의 운동량 증 가에 끼치는 영향을 조사하였으며 , 하우징 내 설치되 는 믹서위치 변화가 벽면유동 및 후류 유동장에 끼치 는 영향을 조사하였다 . 또한 조사된 범위 내에서 최적 의 믹서-하우징 형상을 제시하고자 하였으며 궁극적으 로 덕트 내 오염물질 퇴적 방지를 위한 새로운 방안을 제시하고자 하였다 .

2. 유동해석 모델 및 경계조건 2.1 2차원 믹서-하우징 모델

Fig. 2는 믹서-하우징 조합체의 형상변화에 따른 벽 면유동 특성을 조사하기 위해 믹서-하우징을 2차원으 로 단순화 하여 나타낸 것이다 . 배기관 직경(D)은 100 mm, 반경(R) 50 mm, 하우징 길이(L) 100 mm, 하우징 두께(t)는 1 mm, 하우징 반경(r)은 38 mm이다. 따라서 배기관 반경과 하우징 반경비(r/R)는 0.76이다. 또한 배 기관 단면적과 믹서의 투영면적비로 정의되는 믹서의 차단비 (BR)는 47%이다. 믹서-하우징은 배기관 내에 대 칭구조를 갖고 설치되므로 2차원적으로 단순화하였다.

믹서의 길이는 배기관 직경과 같은 1D이며 믹서를 모 사하기 위해 동일한 차단비를 갖는 격자를 설치하여 믹 서 모사체 (dummy mixer)로 활용하였다.

Fig. 2에 나타낸 2차원 모델은 해석의 신속성과 벽면

의 영향을 좀 더 정확히 조사 할 수 있도록 반쪽만 모

델링하여 대칭구조의 아래 부분만을 도식적으로 표현

한 것이다 . 각 모델에 대한 격자는 하우징과 배기관 벽

(a) (b) (c) Fig. 2 Two-dimensional model of mixer-housing

assembly.

Fig. 3 Definition sketch of wall flows on duct surface.

면 근처의 영향을 조사하기 위해 조밀하게 형성된 경계 층 영역을 추가하였으며 경계층 격자의 적절성을 고려 하여 50∼60만개 사이로 구성되었다. 또한 반복계산의 적절성을 확인 하기위해 50D 지점에서 유동의 변화를 확인하였으며 유동이 변화하지 않을 때 완전하게 발달 한 지점으로 보고 해석을 수행하였다.

배기관과 수평한 방향을 축방향 (x-dir.)으로 그리고 배 기관과 수직한 방향을 반경방향 (y-dir.)으로 정의하였 다 . 배기관에서 믹서 하우징이 시작되는 지점을 원점으 로 설정하였으며 축방향 거리는 믹서의 길이(L)를 그리 고 y 방향은 배기관 반경(R)을 이용하여 무차원화 되 었다 .

2.2 지배방정식

믹서 -하우징 조립체의 하우징 각도 및 믹서 위치변화 에 따른 벽면유동특성을 해석하기 위하여 전산해석 상 용프로그램 중 하나인 Fluent V6.3을 이용하였다. 믹서 -하우징 후류 및 벽면에 형성되는 속도분포를 조사하 기 위한 지배방정식은 기상인 공기의 연속상에 대한 오일러리언 연속방정식 및 운동량보존 식으로 이루어 져 있으며 상세한 내용은 사용자 지침서를 참조하였 다.

배기관 입구 유입속도와 입구 크기를 기준으로 한 레이놀드 수는 최소 5×10

이상이므로 난류모델을 사용하였다 . 와점성계수 계산을 위한 난류모델은 표준 k-ε 모델을 사용하였다. k-ε RNG 난류모델은 Singh and Seshadri

의 연구에서 나타난 바와 같이 믹서-하우징 사 이의 유동 통로와 유사한 벤츄리 유동에서 실험값을 비 교해서 오차비율이 가장 적은 모델로 알려져 있다 .

배기관에 유입되는 작동유체는 공기이며 20°C에서

공기의 밀도와 점성계수는 각각 ρ = 1.225 kg/m

, μ = 1.7894×10

kg/ms이다. 입구조건의 속도 값은 배기가 스의 배출속도를 기준으로 한 레이놀드 수 5.818×10

에서 해석을 수행하였다.

이때 덕트 입구의 질량유량과 평균속도는 각각 0.104125 kg/s, 8.5 m/s이며, 입구 평균속도를 기준으로 한 단위폭 당 운동량 플럭스는 8.85 kg/s

이다 . 덕트 입 구로부터 해석대상인 믹서 -하우징 조합체까지의 길이 는 57D로써 믹서-하우징 조합체 입구부분에 충분히 발달된 유동 조건을 형성하였다.

믹서 -하우징 조합체에 의해 형성되는 벽면유동장은 Fig. 3에 도시한 바와 같이 벽면분류(wall jet)와 유사한 거동을 나타낸다. 벽면유동 증가를 위해 하우징 경사 각을 0

, 1

, 2

, 3

로 변화시켰다. 하우징 경사각 변화 에 따라 하우징 출구의 높이가 변화한다 . 하우징 입구 높이는 12 mm로 고정하였으며 하우징 끝단과 덕트 벽 면 사이의 높이(b

)는 하우징 경사각이 0

, 1

, 2

, 3

일 때 각각 12 mm, 10.3 mm, 8.5 mm, 6.8 mm이다.

b는 벽면유동의 최대속도(u

)의 0.5 u

을 나타내는 지 점의 위치로 벽면유동의 분류반폭 (half-width)으로 정 의하였으며 해석의 무차원 변수로 사용하였다 . 벽면유 동의 운동량은 벽면으로부터 분류반폭 지점까지의 값 으로 정의 하였다.벽면유동의 형성은 하우징 입구(x/L

= 0)로 유입된 공기의 가속에 의한 것으로 하우징 각도 변화에 따라 하우징 후단의 높이 (b

)가 변화하므로 상 호 비교를 위해 분류반폭 내의 운동량을 사용하였다.

3. 해석결과 및 고찰

3.1 믹서-하우징 형상변화에 따른 속도분포

Fig. 4는 믹서-하우징 조합체의 형상변화가 믹서 후류

및 벽면유동장에 끼치는 영향을 조사하기 위해 하우징

경사각 0

, 1

, 2

, 3

및 믹서위치 (a) x/L = 0, (b) x/L =

0.5, (c) x/L = 1.0일 때 축방향 속도의 등속도 분포를

나타낸 것이다 . 축방향 속도는 입구속도(U

), 축방향

거리는 믹서 길이 (L) 그리고 반경방향 거리는 배기관

Fig. 4 Iso-axial velocity contours with housing tilt angles and mixer positions.

Fig. 5 Axial velocity distribution with housing tilt angles and mixer positions.

반경 (R)으로 무차원화 하였다.

믹서가 하우징 입구에 위치한 (a) x/L = 0의 결과를 살펴보면 하우징 경사각이 증가함에 따라 y/R = 0～

0.24 및 x/L = 0의 하우징 입구와 벽면 사이의 비교적 작은 속도가 경사진 하우징 부분을 통과하면서 가속되 어 하우징 출구 영역인 x/L = 1～2 근처에서 비교적 높은 속도분포를 나타내고 있다 . 이것은 하우징 경사 각 변화를 통해 하우징 출구(x/L = 1.0) 이후 벽면 근 처에 증가된 축방향 속도분포의 형성 가능성을 보여주

는 것이다 . 믹서가 하우징 가운데 및 끝단에 위치한 (b) x/L = 0.5 및 (c) x/L = 1.0의 경우에도 크기의 차이 는 있으나 하우징 경사각이 증가 할수록 하우징 출구 영역인 x/L = 1～2 근처에서 증가된 속도분포를 관찰 할 수 있다 . 특히 출구 영역인 x/L = 1～2 근처는 하우 징을 통과한 요소수 분무 입자의 충돌로 인한 오염물 질 퇴적 가능성이 높은 영역이므로 이 부분에서 높은 벽면유동을 형성하는 것이 중요하다.

한편 y/R > 0.3 및 x/L > 0의 영역에 형성된 후류 유 동장은 믹서 모사체의 차단비 (BR = 0.47)로 인한 유동 저항으로 비교적 낮은 속도분포를 나타내고 있다 . 특 히 일부 영역에서 재순환 영역의 존재를 유추할 수 있 는 음 (-)의 영역이 존재하고 있으며 믹서가 하우징 가 운데 및 끝단에 위치한 (b) x/L = 0.5 및 (c) x/L = 1.0 의 경우에 보다 넓은 음 (-)의 영역을 보여주고 있다.

이와 같이 음(-)의 영역을 포함한 낮은 속도 영역은 벽 면 유동의 반경방향 확산에 영향을 끼치게 된다. 따라 서 믹서의 위치는 벽면에 높은 속도분포를 형성하기 위한 설계변수로 고려되어져야 함을 알 수 있다 .

본 연구에서는 하우징을 통과한 요소수 분무 입자 의 충돌가능성이 높은 x/L = 1～2 영역에서 벽면유동 (wall flow)의 운동량 증가 여부를 중점적으로 조사하 였다 .

Fig. 5는 믹서-하우징 조합체 후류에 형성되는 유동

장의 축방향 속도분포를 축방향 거리변화에 대하여 나

타낸 것이다. 그림에서 실선으로 표시된 파이프(pipe)

는 믹서 -하우징 조합체가 설치되지 않았을 경우 덕트

내부의 속도분포를 나타낸 것으로 벽면유동의 증감을

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 0.0

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

x/L = 1.2

Verhoff x/L = 1.4 x/L = 1.6 x/L = 1.8 x/L = 2.0

u / umax

y / b

Fig. 6 Comparison of an empirical equation with numerical results.

1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2 3.4

1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2

Tilt angle: 0 deg.

Tilt angle: 1 deg.

Tilt angle: 2 deg.

Tilt angle: 3 deg.

Umax/Uinlet

Axial distance(x/L)

Fig. 7 Maximum axial velocity with axial distance (x/L) and housing tilt angle at mixer position x/L = 0.

1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4

1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2

Mixer position x/L = 0 Mixer position x/L = 0.5 Mixer position x/L = 1.0

Axial distance(x/L) Umax/Uinlet

Fig. 8 Maximum axial velocity with axial distance (x/L) and mixer position at tilt angle of 0

. 가시적으로 비교하기 위한 것이다 . 벽면 근처에 형성

되는 유동은 믹서와 하우징이 설치되지 않는 경우보다 높은 축방향 속도분포를 나타내고 있다. 믹서위치 (a) x/L = 0에서 하우징 경사각 변화에 따른 축방향 속도 증가 경향이 두드러지게 나타나고 있으며 축방향 거리 가 증가할수록 유동이 발달되어감에 따라 그 차이가 점차 감소하는 경향을 보여주고 있다.

믹서 모사체가 설치된 y/R > 0.24 영역의 축방향 속 도분포는 믹서 설치 위치에 따라 큰 차이를 보여주고 있다 . 특히 믹서-하우징 조합체에 가까운 x/L = 1.2～

1.4 영역에서 그 차이가 두드러지게 나타나고 있다. 믹 서가 하우징 후단에 설치된 (c) x/L = 1.0의 경우 믹서 모사체의 직접적인 영향을 받아 음 (-) 속도분포를 나타 내고 있다 . 또한 Fig. 4의 등속도선도에서도 나타난 것 과 같이 믹서 위치가 하우징 후단으로 갈수록 축방향 속도분포의 반경방향 확산이 관찰되고 있다.

여기에 나타낸 축방향 속도분포를 이용하여 벽면 근 처에 형성된 유동의 축방향 최대속도 , 분류반폭 및 운 동량을 계산하였으며 얻어진 결과를 이용하여 벽면유 동의 운동량을 증가시킬 수 있는 믹서-하우징 조합을 찾고자 하였다.

Fig. 6은 벽면유동 속도분포의 상사성을 조사하기 위 해 하우징 경사각 0

, 믹서위치 x/L = 0일 때 축방향 거 리변화에 따른 벽면유동의 속도분포를 Verhoff가

제 시한 난류 벽면 분류(turbulent wall jet)에 대한 실험식 과 함께 나타낸 것이다.



 

      (1)

식 (1)은 축방향 거리를 분류반폭으로 무차원화 한 x/b > 20에서부터 실험결과와 잘 일치하는 것으로 알 려져 있다. 믹서 하우징과 덕트 벽면 사이에 형성된 유

동은 축방향 최대속도가 벽면으로부터 조금 더 먼 지 점에 나타나고 있지만 분류반폭 이내의 영역에서 실험 식과 유사한 분포를 보여주고 있다. 특히 축방향 거리 가 증가할수록 실험식에 점근 해 감을 알 수 있다. 조 사된 축방향 거리 중 가장 먼 지점의 x/L = 2.0을 x/b 로 환산하면 17정도 위치로써 비교적 실험식과 유사한 분포를 나타내고 있다. 본 연구에서는 벽면분류의 거 동을 뚜렷하게 나타내는 분류반폭(b) 내의 운동량을 계산하여 하우징 각도변화 및 믹서 위치에 따른 벽면 유동의 운동량 증감 효과를 조사하였다 .

3.2 최대속도분포

Fig. 7은 믹서위치 x/L = 0에서 하우징 경사각 변화

에 따른 벽면분류의 최대속도를 축방향 거리변화에 대

하여 나타낸 것이다. 경사각 변화에 따른 축방향 최대

1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6

5 10 15 20 25 30

Tilt angle: 0 deg.

Tilt angle: 1 deg.

Tilt angle: 2 deg.

Tilt angle: 3 deg.

Half-width( b/b0)

Axial distance(x/b₀)

Fig. 9 Half-width with axial distance(x/L) and housing tilt angle at mixer position x/L = 0.

1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2

8 10 12 14 16 18

Mixer position x/L = 0 Mixer position x/L = 0.5 Mixer position x/L = 1.0

Half-width(b/b0)

Axial distance(x/b0)

Fig. 10 Half-width variations with axial distance(x/L) and mixer position at tilt angle of 0

. 속도는 경사각이 증가할수록 증가하는 양상을 보여주

고 있다 . 축방향 거리가 증가함에 따라 거의 선형적으 로 감소하는 경향을 보여주고 있다. 최대 속도가 나타 나는 반경방향 지점은 Fig. 4에서 알 수 있듯이 벽면 근처에서 관찰되고 있어 최대속도의 증가는 벽면 근처 에 높은 운동량 분포를 형성하는데 유리하게 작용할 것으로 보인다.

Fig. 8은 하우징 경사각 0

에서 믹서위치가 변화할 때 벽면분류의 최대속도를 축방향 거리변화에 대하여 나타낸 것이다 . 믹서위치가 하우징 선단(x/L = 0)에서 후단 (x/L = 1.0)으로 변화함에 따라 축방향속도의 최대 값은 감소하는 경향을 나타내고 있다. 축방향 거리변 화에 따라 최대속도는 거의 선형적으로 감소하며 믹서 위치가 하우징 후단에 설치된 x/L = 1.0에서 보다 큰 감소 경향을 나타내고 있다 .

3.3 분류반폭

Fig. 9는 믹서위치가 x/L = 0일 때 하우징 경사각 변 화에 따른 벽면유동의 분류반폭을 축방향 거리변화에 대하여 나타낸 것이다. 여기서 축방향 거리는 분류반 폭의 무차원 변수와 동일한 b

를 이용하여 무차원화 되 었다 . 분류반폭은 하우징 경사각이 증가함에 따라 감소 하고 있으며 경사각 3

에서 가장 작은 분류반폭을 나 타내고 있다. 하우징 경사각 증가에 따른 분류반폭의 감소경향은 Fig. 7의 하우징 경사각 증가에 따라 축방 향 최대속도가 증가하는 것과 상반된 것으로 최대속도 와 분류반폭의 변화 경향이 벽면유동의 운동량 변화에 끼 치는 영향에 대한 추가적인 조사가 필요함을 알 수 있다.

한편 축방향 거리변화에 따른 반폭의 증가 경향은 하 우징 경사각에 관계없이 거의 선형적으로 증가하고 있 으며 증가 기울기 또한 거의 유사한 값 (0.035～0.038)을

보여주고 있다 . 일반적으로 난류벽면분류(turbulent wall jet)의 반폭 기울기는 0.068정도이고 가상원점(virtual origin)은 노즐 출구 뒤 10b

근처에 존재하는 것으로 알 려져 있으나 Fig. 9에 나타난 결과는 15～17b

의 범위 에 가상원점이 존재하고 있다 .

Fig. 10은 하우징 경사각이 0

일 때 믹서 위치 변화 에 따른 벽면유동의 분류반폭을 축방향 거리변화에 대 하여 나타낸 것이다 . 믹서 위치가 하우징 선단(x/L = 0)에서 후단(x/L = 1.0)으로 갈수록 분류반폭은 증가하 는 경향을 나타내고 있다. 이 결과 또한 Fig. 8에 나타낸 믹서위치가 하우징 후단으로 갈수록 최대속도가 감소 하는 경향과 상반되는 결과이다. 축방향 거리변화에 따 른 분류반폭은 x/b

= 10 근처에서 믹서가 x/L = 0.5 및 1.0에 위치할 때 상대적으로 큰 분류반폭을 보여주고 있으나 전반적으로 증가하는 경향을 나타내고 있다 .

Fig. 7 및 Fig. 8의 축방향 최대속도 분포와 Fig. 9 및 Fig. 10의 분류반폭 결과로부터 하우징 각도가 증가하면 분류의 최대속도는 증가하는 반면 분류반폭은 감소하 고 , 믹서의 위치가 하우징 후단으로 갈수록 최대속도는 감소하고 분류반폭은 증가함을 알 수 있다. 이러한 결 과로부터 축방향 최대속도의 증가와 분류반폭의 증가 효과를 동시에 적용하면 벽면유동의 운동량을 증가시 킬 수 있는 조합을 얻을 수 있음을 유추할 수 있다 .

Fig. 11은 Fig. 7～Fig. 9에 나타난 것과 같이 축방향

속도의 증가와 분류반폭 증가 효과가 벽면분류의 운동

량 증가에 미치는 영향을 알아보기 위하여 분류반폭

증가 효과를 나타내는 믹서위치 x/L = 1.0에서 하우징

경사각 변화에 따라 벽면유동의 운동량을 축방향 거리

변화에 대하여 나타낸 것이다. 이때 운동량은 덕트 입

0.40 0.45 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70 0.75

0.0 1.0 2.0 3.0

x/L = 1.2 x/L = 1.4 x/L = 1.6 x/L = 1.8 x/L = 2.0

M/Minlet

Tilt angle(deg.)

Fig. 11 Momentum distribution with housing tilt angles and axial distance at mixer position x/L = 1.0.

0.40 0.45 0.50 0.55 0.60 0.65

0.0 1.0 2.0 3.0

Mixer position x/L=0 Mixer position x/L=0.5 Mixer position x/L=1.0

Tilt angle(deg.) Maverage/Minlet

Fig. 12 Averaged momentum distribution with housing tilt angle and mixer position.

0.40 0.45 0.50 0.55 0.60 0.65

0.0 0.5 1.0

Tilt angle: 0 deg.

Tilt angle: 1 deg.

Tilt angle: 2 deg.

Tilt angle: 3 deg.

Maverage/Minlet

Mixer position(x/L)

Fig. 13 Averaged momentum distribution with mixer position and housing tilt angle.

구에 적용된 평균속도로부터 계산된 입구운동량 (M

) 을 이용하여 무차원화 되었다 . 하우징 경사각이 증가 할수록 축방향 거리(x/L)에 관계없이 증가하는 경향을 나타내며 2

일 때 가장 높은 값을 보인 후 하우징 경사 각이 3

에서 동일한 수준 또는 약간 감소하는 경향을 보여주고 있다 . 또한 하우징 경사각이 0

일 때 축방향 거리변화에 따라 큰 차이를 보인 반면 경사각이 2

～ 3

에서 가장 작은 차이를 나타내고 있음을 알 수 있다.

Fig. 12는 하우징 경사각 변화가 벽면유동의 운동량 변화에 끼치는 영향을 조사하기 위해 Fig. 11에 도시한 것과 같은 축방향 거리 x/L = 1.2～2.0의 운동량 분포의 평균값(M

)을 믹서 위치에 대하여 나타낸 것이다.

축방향 거리에 따른 운동량 분포 대신 x/L = 1.2～2.0 의 평균값을 사용한 것은 Fig. 11에 나타난 것과 같이 운동량 분포가 축방향 거리변화에 대하여 비교적 유사 한 변화 경향을 나타내고 요소수 분무입자의 벽면 충돌

가능성이 있는 x/L = 1.2～2.0 영역의 거시적 특성을 조사하기 위함이다.

믹서위치 x/L = 0에서 운동량 분포는 경사각 1

에서 최대값을 보인 반면 x/L = 0.5 및 x/L = 1.0의 경우 경 사각이 증가함에 따라 증가하는 경향을 보여주고 있 다 . 믹서위치 x/L = 1.0에서 경사각에 관계없이 가장 높은 운동량 분포를 나타내고 있다. 가장 낮은 값을 나 타내는 믹서 하우징 0

, 믹서 위치 x/L = 0.5를 기준으 로 가장 높은 값을 나타내는 하우징 각도 2

, 믹서 위 치 x/L = 1의 값 사이에 24% 정도의 차이를 나타내고 있음을 알 수 있다. 이것은 믹서-하우징 조합체의 경사 각 및 위치변화가 벽면유동의 운동량 증가를 도모할 수 있는 중요한 설계 변수임을 나타내는 것이다 .

Fig. 13은 믹서의 설치위치에 따른 영향을 조사하기 위해 Fig. 12의 결과를 믹서위치에 대하여 나타낸 것이 다. 하우징의 경사각이 없거나 비교적 작은 1

의 경우 믹서의 위치가 x/L = 0.5에서 낮은 운동량 분포를 나타 내고 있으며, 하우징 경사각이 2

및 3

의 경우 믹서의 위치가 하우징 후단으로 갈수록 점차 증가하는 경향을 나타내고 있다. 조사된 범위에서 믹서가 하우징 후단 (x/L = 1)에 설치될 때 가장 높은 운동량 분포를 보여 주고 있다. Fig. 12와 Fig. 13의 결과로부터 조사된 하 우징 경사각 및 믹서위치 범위에서 하우징 경사각이 2

그리고 믹서위치 x/L = 1.0일 때 가장 높은 운동량 분포를 갖는 최적 조합임을 알 수 있다 .

4. 결 론

대형 디젤기관 배기가스 후처리에 사용되는 Urea-

SCR 시스템의 믹서-하우징을 2차원으로 단순화한 모델

을 이용하여 믹서의 위치 및 하우징 경사각 변화에 따

른 벽면유동장을 해석적으로 조사한 결과 다음과 같은

결론을 얻을 수 있었다 .

(1) 믹서-하우징 조합체에서 하우징 각도가 증가함에 따라 벽면 분유의 최대속도는 증가하는 반면 분유의 반 폭은 감소하는 경향을 보였다.

(2) 믹서의 위치가 하우징 선단에서 후단으로 변화 할 경우 축방향 최대속도는 감소하는 반면 분류의 반폭 은 증가하는 경향을 나타냄을 알 수 있었다.

(3) 하우징 경사각 증가에 따른 최대속도 증가와 믹서 위치 변화에 따른 분류반폭 변화 효과를 동시에 적용 할 경우 벽면유동의 운동량을 증가시킬 수 있으며 , 조 사된 범위에서 하우징 경사각 2

그리고 믹서위치 x/L

= 1.0일 때 벽면유동의 운동량 증가효과가 뚜렷한 최 적의 조합임을 확인하였다 .

이러한 결과로부터 믹서 -하우징 조합체의 형상변화는 덕트 내 오염물질 퇴적방지를 위한 벽면유동 제어 설계 변수로 활용될 수 있는 가능성을 확인 할 수 있었다.

참고문헌

1. Peters, T. M. and Leith, D., 2004, Modeling Large- Particle Deposition in Bends of Exhaust Ventilation Systems, Aerosol Science and Technology, Vol. 38, pp. 1171-1177.

2. Peters, T. M. and Leith, D., 2004, Measurement of Particle Deposition in Industrial Ducts, Aerosol Sci- ence Vol. 35, pp. 529-540.

3. Zhang, Z., Chen, X., Mazumdar, S., Zhang, T., and Chen, Q., 2009, Experimental and Numerical Investi- gation of Airflow and Contaminant Transport in an Airliner Cabin Mockup, Building and Environment, Vol. 44, pp. 85-94.

4. Sun, K., Lu, L., and Jiang, H., 2012, A Numerical Study of Bend-induced Particle Deposition in and be- hind Duct Bends, Building and Environment, Vol. 52, pp. 77-87.

5. Huang, Z., Zhu, Z., Liu, Z., and Liu, Q., 2003, For- mation and Reaction of Ammonium Sulfate Salts on V2O5/AC Catalyst During Selective Catalytic Reduc- tion of Nitric Oxide by Ammonia at Low Tempera- tures, Journal of Catalysis, Vol. 214, pp. 213-219.

6. Heering, H. P., Onder, C. H., Elsener, M., and Schaer, C. M., 2003, Control of a Urea SCR Catalytic Con- verter System for a Mobile Heavy Duty Diesel Engine, SAE 2003-01-0776.

7. Jeong, S. J. and Lee, C. H., 2008, A Study on the In- jection Characteristics of Urea Solution to Improve

deNO

Performance of Urea-SCR Catalyst in a Heavy Duty Diesel Engine, Transactions of KSAE, Vol. 16, No. 4, pp. 165-172.

8. Grout, S., Blaisot, J., Pajot, K., and Osbat, G., 2012, Experimental Investigation on the Injection of An Urea-water Solution in Hot Air Stream for the SCR Application：Evaporation and Spray/Wall Interaction, Fuel, Available：http://dx.doi.org/10.1016/j.fuel.2012.

09.022.

9. Jeong, S. J., Lee, S. J., Kim, W. S., and Lee, C. B., 2006, Numerical Study on the Injector Shape and Location of Urea SCR System of Heavy‐duty Diesel Engine for Preventing NH

Slip, Transactions of KSAE, Vol. 14, No. 1, pp. 68-78.

10. Seo, J. W., Lee, K. I., Oh, J. T., Choi, Y. H., Lee, J. H., and Park, J. I., 2008, The Study on the Effects of Mixer Configurations on Fluid Mixing Characteri- stics in SCR Systems, Transactions of KSAE, Vol.

16, No. 6, pp. 192-199.

11. Shuyang, C. and Tetsuro, T., 2007, Effects of Rough- ness Blocks on Atmospheric Boundary Layer Flow over a Two-dimensional Low Hill with/without Sud- den Roughness Change, Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, pp. 679-695.

12. Moss, W. and Baker, S., 1980, Re-circulating Flows Associated with Two-dimensional Steps, Aeronautical Quartaerly, pp. 151-172.

13. Moon, C., Park, J. C., and Kim, C., 1994, Flow Visualization and Numerical Calculation in a Channel Perturbed by Curvilinear Blockages, Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering, Vol. 6, No. 3, pp. 218-226.

14. Mudgal, B. V. and Pani, B. S., 1998, Flow around Obstacles in Plane Turbulent Wall Jets, Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, Vol.

73, pp. 193-213.

15. Fluent User Guide 6.2, The RNG k-ε Model, pp.

11-17.

16. Singh, R. K. and Seshadri, V., 2009, Study on the Effect of Vertex Angle and Upstream Swirl on the Performance Characteristics of Cone Flowmeter using CFD, Flow measurement and Instrumentation, Vol.

20, pp. 69-74.

17. Verhoff, A., 1963, The Two-dimensional Turbulent

Wall Jet with and without an External Stream, Prin-

ceton University, Report # 629.