LPG 기체분사 시스템의 체적효율 향상 방안

Transcription

1 공학석사학위청구논문 LPG 기체분사시스템의체적효율향상방안 Enhancement of volumetric efficiency in a gaseous LPG injection system 2006 년 2 월 인하대학교대학원 기계공학과 ( 열및유체전공 ) 이범호

2 공학석사학위청구논문 LPG 기체분사시스템의체적효율향상방안 Enhancement of volumetric efficiency in a gaseous LPG injection system 2006 년 2 월 지도교수이대엽 이논문을공학석사학위논문으로제출함 인하대학교대학원 기계공학과 ( 열및유체전공 ) 이범호

3 이논문을이범호의석사학위논문으로인정함 2006 년 2 월 주심 부심 위원

4 요약문 대다수 LPG 차량에적용되어지고있는믹서방식연료공급시스템은강화되는배기가스기준을만족시키는데어려움을가지고있다. 강화되는배치가스기준을만족시키고엔진의출력을향상시키기위하여차세대 LPG 흡기관내다점분사기술이연구개발되고있고, 이중기체분사연료공급시스템과액상분사연료공급시스템에대한많은연구개발이진행되어지고있다. 기체분사시스템은액상분사연료공급시스템과비교하여내구성과경제성에서장점을자기고있으나기체분사연료공급시스템의체적효율은일반적으로액상분사연료공급시스템에비하여낮다고생각되어지고있어이에대한연구및개선이필요하다. 본연구에서는기체분사방식과액상분사방식의체적효율을측정하기위하여단기통엔진에체적효율을측정할수있도록장치를제작하여체적효율을측정하였으며이를최적화하여비교하였다. 또한두시스템의체적효율결과에대하여열역학적해석을수행하였다. 흡기관의길이, 연료분사시기, 연료분사압력과공기과잉율이최적화되었을때, 기체분사연료공급시스템의체적효율은액상분사연료공급시스템과비교하여실험오차범위내에서차이가없음을확인하였다. 이는두연료공급시스템의연료분사후의흡기관내의온도와압력변화가체적효율에큰영향을주지않기때문임을열역학적해석을통하여확인할수있었다. - I -

5 Abstract LPG MPI injection technology for SI engines is very promising to control emissions and enhance performance compared to the conventional mixer type LPG supply system. A gaseous LPG injection system has an edge over the liquefied injection system in terms of durability and cost reduction. However, the volumetric efficiency of the gaseous system needs to be investigated to challenge that of liquefied injection system. In this work, measurements of volumetric efficiency were carried out to investigate the performance of gaseous LPG injection system compared with liquefied injection system. Also, an analysis was performed to better understand the thermodynamic states of both injection systems. When the length of an intake pipe is optimized and injection terminates at the maximum opening of intake valve, The volumetric efficiency with gaseous injection shows little (within experimental error) difference from that of liquefied injection, since the temperature and pressure conditions after injection in an intake pipe do not differ significantly with the both cases. This work concludes that a gaseous LPG injection system shows the performance comparable to the liquefied injection system, and as for the next generation fuel supply system a gaseous LPG injection system is very competitive - II -

6 List of Table Table 1-1 The comparison of emission regulation 2 Table 1-2. The emission and noise characteristics of LPG vehicle 4 Table 1-3. The emission and fuel economy characteristics for fuel type 5 Table 1-4. The direction of development and supply of low emission vehicle in 21C 6 Table 1-5. The comparison of emission characteristics for fuel supply system 9 Table 1-6. The comparison between LPG gaseous and liquid injection system 16 Table 2-1. Sensor specifications 21 Table 2-2. Single cylinder engine specifications 21 Table 2-3. Sensor specifications 25 Table 2-4. Experimental condition 27 - III -

7 List of Figure Fig. 1-1 The classification of LPG fuel supply system in automobile 3 Fig. 1-2 The VPI system of Nikki 7 Fig. 1-3 The emission characteristics of Nikki's VPI system 7 Fig. 1-4 The LPG vehicle applied Nikki's VPI system 8 Fig. 1-5 The LPG gaseous MPI system of Tanaka motors 8 Fig. 1-6 The line-up of LPG gaseous injection vehicle in Volvo 10 Fig. 1-7 The LPG bi-fuel vehicle in Volvo 11 Fig. 1-7 The LPG bi-fuel vehicle in Volvo 11 Fig. 1-9 The Comparison of performances between bi-fuel LPG gaseous injection vehicle and petrol vehisle in Volvo 11 Fig The SGI system of TeleflexGFI 12 Fig The vaporizer and injector of TeleflexGFI's LPG fuel supply system 12 Fig The emission characteristics in SGI system vehicle 13 Fig The LPG gaseous supply system of Tartarini 14 Fig Multi point sequential liquid injection system 15 Fig. 2-1 Schematic diagram of experimental single cylinder engine system 20 Fig. 2-2 Single cylinder engine 22 Fig. 2-3 Intake manifold drawing and figure 22 Fig. 2-4 Schematic diagram of fuel supply system 23 Fig. 2-5 The figure of fuel supply system 23 Fig. 2-6 Comparison between gaseous and liquefied injector 24 - IV -

8 Fig. 2-7 Figure of experimental system 25 Fig. 2-8 Raw data 26 Fig. 2-9 Average amount of fuel injection 28 Fig Comparison injection characteristics between gaseous and liquefied injector 30 Fig Injection timing and cam profile 31 Fig Calibration of injection amount 32 Fig Visualization system drawing and figure 33 Fig Schematic diagram of visualization system 34 Fig Visualization equipments plot plan 34 Fig. 3-1 Volumetric efficiency with out injection 35 Fig. 3-2 Volumetric efficiency with surge tank 36 Fig. 3-3 Volumetric efficiency as coolant temperature varies 37 Fig. 3-4 Effect of air/fuel ratio on volumetric efficiency in gaseous injection 38 Fig. 3-5 Effect of air/fuel ratio on volumetric efficiency in liquefied injection 39 Fig. 3-6 Air column movement in intake manifold 40 Fig. 3-7 Synchronize of intake pressure wave 42 Fig. 3-8 The order and synchronize of intake pressure 43 Fig. 3-9 Effect of intake manifold length on m and BMEP 44 Fig Optimal intake length on varied engine rpm 45 Fig Effect of intake length on volumetric efficiency in gaseous injection 46 Fig Effect of frequency parameter on volumetric efficiency in gaseous injection 47 - V -

9 Fig Effect of intake length on volumetric efficiency in liquefied injection 48 Fig Effect of frequency parameter on volumetric efficiency in liquefied injection 48 Fig Volumetric efficiency as a function of intake pipe length 49 Fig Pressure wave in an intake pipe 50 Fig Effect of injection pressure on volumetric efficiency 51 Fig P-h diagram of LPG 52 Fig Volume of an intake pipe occupied by injected fuel at temperature and pressure reach equilibrium 60 Fig Volumetric efficiency of Gaseous injection 61 Fig Volumetric efficiency of Liquefied injection 62 Fig Comparison of volumetric efficiency 63 Fig Comparison of volumetric efficiency with mixer system 64 Fig Visualization window 64 Fig Consecutive images for gaseous fuel injection 65 Fig Consecutive images for liquefied fuel injection 65 Fig Comparison of velocity vectors 66 - VI -

10 목 차 요약문 Ⅰ Abstract Ⅱ List of table Ⅲ List of figure Ⅳ 1. 서론 연구배경 연구동향 국외기술동향 국내기술동향 국내외유사기술과의비교 연구목표 연구내용 체적효율의정의 체적효율의정의 실험장치의구성 단기통엔진시험장치구성 연료공급시스템구성 인젝터비교 실험오차범위분석 측정데이터 실험조건및인젝터평균분사량및분사각 연료분사시기결정 공기과잉률에따른분사량보정 가시화실험장치구성 실험결과및분석 35 - VII -

11 3.1. 연료분사없이체적효율측정및분석 엔진회전수와스로틀개도에따른체적효율 Surge tank 장착유무에따른체적효율측정및분석 냉각수온도에의한체적효율변화 연료분사시체적효율 공기과잉율변화 흡기관길이에따른체적효율변화 기상분사시분사압력에따른체적효율변화 연료분사시스템에따른체적효율비교 흡기관온도변화계산 기상분사연료공급시스템 액상분사연료공급시스템 연료공급시스템의체적효율비교 분무형상관측 결론 체적효율측정장치제작및기체분사연료공급시스템구성 기체분사인젝터의분무형상및분사량측정 기체분사연료공급시스템의체적효율향상방안 최적흡기관길이도출 기체분사연료공급시스템과액상분사연료공급시스템의체적효율비교 체적효율의열역학적고찰 기체분사연료공급시스템의장점 69 - VIII -

12 1. 서론 1.1. 연구배경국내대기환경가운데이산화질소 (NO 2 ), 미세먼지 (PM) 의오염도는선진국에비하여크게악화되어있고, 특히서울의미세먼지오염도는선진국주요도시와비교하여 1.7~3.5배수준이고, 이산화질소농도는 1.7배수준에달하고있어수도권의대기오염도는선진국의주요도시는물론국내다른도시에비해서도매우높은수준이다. 세계보건기구 (WHO) 는대기오염으로인한사망자수가전세계적으로매년 70만명에이르는것으로추정하고있고, 서울의경우미세먼지로인한초과사망자수가연 9,641명으로추정되어노출인구중에서조기사망비율이 0.09% 로선진국 (0.05~0.07%) 에비해서매우높은수준이다. 우리나라의대기오염으로인한사회적비용은연간 45조 5천억원으로추정되고있다. 이와같은대기환경의오염은높은인구밀도로인한배출원증가, 자동차와에너지소비량의급증, 단위면적당대기오염물질배출량과다등에원인이있다. 다양한오염물질배출원가운데자동차로부터배출되는배기가스의교통공해를저감시키기위하여배출기준을충족하지못하는경유차의운행금지, 다수의차량을보유한사업자에게일정비율이상전기하이브리드차, LPG자동차, 천연가스차등저공해차량보유의무화, 취득세, 등록세등자동차관련세제를친환경적으로개편, 저공해차보급등제작차관리강화, 수도권이외지역보다훨씬엄격한제작차배출허용기준설정, 시내버스, 통근버스, 마을버스 ( 중형 ), 청소차등을 LPG차또는 CNG차등저공해차량으로대체, 화물트럭등경유차에매연후처리장치부착의무화등의대책을정부는마련하고있다. 자동차배출가스의지속적인규제강화와저감기술의개발로말미암아자동차한대당배출되는오염물질은현저히감소하고있으나자동차보유대 - 1 -

13 수및주행거리의증가로인하여대기오염은크게개선되고있지않아대기환경악화를방지하기위하여저공해자동차의보급이매우중요한정책이되고있다. 저공해자동차의보급에는자동차배출가스허용기준의강화로인하여의무적으로보급하도록하는것과는별도로특정지역에있어서특정자동차에대하여기존의법적허용기준보다더엄격한기준을만족시키는자동차를보급토록하는것과, 휘발유나경유와같은연료대신에환경친화적인연료인 LPG, 천연가스, 재활용연료인알코올및바이오디젤과같은연료로전환한저공해자동차와하이브리드전기자동차, 연료전지자동차, 전기자동차와같은초저공해또는무공해자동차를보급하는방안등이있다. 국내에보급된 LPG자동차는 2005년 180만대를돌파하였고, 국내의 LPG 자동차등록대수와자동차용 LPG 연료의사용량은세계 1위를점하고있다. 그러나현재국내의 LPG 차량에적용된연료공급방식 ( 믹서 ) 으로는 2006년부터도입예정인배출규제기준 ( 이하 KULEV) 배출기준을만족시키는것이기술적으로곤란하기때문에배출가스저감및성능향상을위해서는차세대방식의분사방식인 LPG 기체분사방식연료공급방식의개발및적용이필수불가결하다. 구분 CO (g/km) HC (g/km) NOx (g/km) 비고 KTLEV 년 7월 KLEV KULEV 년, NMOG 제2종저공해자동차 (2005년) 년 제2종저공해자동차 (2006년) 년 SULEV ~0.53 ~ ~0.016 일본신장기 년, NMHC EURO 년 EURO (?) 년 - 2 -

14 Table 1-1 The comparison of emission regulation (Passenger car) 국내에서도 2000년부터자동차배출가스규제를연차적으로강화하여휘발유승용차에대하여 2003년부터 2006년까지기존자동차에비하여 NOx 50%, HC 70% 가저감된배출가스규제기준을적용하여저공해자동차 (KLEV) 가단계적으로생산보급되고있고, 2006년부터는 KLEV 보다 CO 50%, HC 50%, NOx 76% 가더저감된초저공해자동차 (KULEV) 가단계적으로생산보급될예정이다. 이와같은배출가스규제강화추세에따라저공해 LPG 자동차도차세대기술인 LPG 기체분사방식의엔진및연료공급시스템을통해저공해자동차로서보급이촉진될수있다. LPG 기체분사방식의내구성과신뢰성을확보하고액상분사방식과동등한체적효율로향상시키기위해서는 LPG 연료의특성및연료공급시스템에관한기초연구및실용적인연구의수행을병행하는것이매우중요하다. 기존믹서방식의연료공급시스템기술로는강화되는차기배출가스규제기준을만족시키는것이불가능하기때문에 4-5세대의 LPG시스템기술채용이필수적이다 (Fig.1-1 참조 ). 4-5세대 LPG시스템기술로는 LPG 액상분사방식과기체분사방식으로대별할수있으며, 유럽을중심으로일부실용화보급이이루어지고있다. 국내에서는액상분사방식으로일부실용화보급이이루어져있으나국내에서차세대 LPG 기체분사시스템의기술개발은아직미흡한실정이다. Fig The classification of LPG fuel supply system in - 3 -

15 automobile LPG 액상분사시스템은출력성능등에서우수성을보이고있으나설계원가상승및인젝터누설문제등내구성측면에서기술적인문제점을갖고있는반면, LPG 기체분사시스템은출력성능개선효과는액상분사방식과거의동등수준이고, 설계원가저렴및내구성향상등의장점을갖고있다. 따라서 LPG 액상분사방식기술과함께차기배출가스기준대응을위한가장유력한기술이 LPG 기체분사방식의연료공급시스템이다. Table 1-2. The emission and noise characteristics of LPG vehicle 구분 가솔린 LPG/CNG 디젤 HC LPG/CNG COLD 상태 > NMHC LPG < CNG CO > NOx PM > LPG/CNG 증발가스 이산화탄소 > 소음 ( 주 ) 1. ( 재 ) 일본자동차공업회 2. 매우적음, > 적음, 거의동등, < 많음, 아주많음 - 4 -

16 Table 1-3. The emission and fuel economy characteristics for fuel type 차 종 도시대기환경에영향 NOx CO/ HC PM 증발 HC 온실효과가스 CO2 CH4 N2O 연비 주행거리 경유자동차 ( 비교기준 ) 휘발유자동차 - LPG 자동차 종래형 선진형 천연가스 (CNG) 자동차 Hybrid 자동차 ( 휘발유 - 전기 ) Parallel type Series type Split type Hybrid자동차 Parallel ( 경유-전기 ) type - 전기자동차 연료전지자동차 수소저장 type 연료개질 type 주 1. 자동차 type은일반적인경우를가정하여비교 2. 비교는경유자동차를기준 ( ) 으로하여상대비교, 열세 우수 3. 자동차사용단계를대상으로한비교 4. 일본의저공해자동차등배출가스기술지침책정조사검토회 ( 제2차보고 ) 및 21세기초의환경자동차 ( 크린자동차 ) 개발보급의방향성 ( 운수정책심의회제20회종합부회자료 ) 를이용하여작성하였음자료 : 일본의 LP가스자동차보급촉진협의회 - 5 -

17 위의 Table 1-2에서와같이 LPG 자동차와휘발유경유차량의배기가스, 소음특성을비교한자료에서보듯이 LPG 자동차는동등우위의특성을나타내고있음을알수있으며 Table 1-3에서와같이일본에서평가한자동차연료별환경성및에너지소비효율특성비교에서보면선진형 LPG 자동차 ( 기체분사또는액상분사방식 ) 의저공해성은경유차량에비해월등함을알수있다. Table 1-4. The direction of development and supply of low emission vehicle in 21C 차종 Hybrid 자동차 LPG 자동차 CNG 자동차 LNG 자동차 DME 자동차 연료전지자동차 소형트럭 2) 중형트럭 3) 대형트럭 4) - 노선버스 5) 관광버스 6) 승용차 - 주 ) 1. 기호의의미는아래와같음. : 보급단계에있음, 향후성능개선 보급이기대되는자동차 : 개발단계에있음, 향후개발 보급이기대되는자동차 : 적합성에대한결론이나지않았으나개발필요성을부정할수없는자동차 : 일반적으로개발이곤란하다고생각되는자동차 2. 소형트럭 : 주로집배활동에사용되는최대적재량 2톤정도의트럭 3. 중형트럭 : 주로집배활동이나거점도시간수송에사용되는최대적재량 4톤정도의트럭 4. 대형트럭 : 주로간선수송에사용되는최대적재량 10톤정도의트럭 5. 노선버스 : 주로시가지를주행하는승합버스 6. 관광버스 : 주로관광지 / 도시의관광용도에사용되는버스, 주로고속도로를주행하는노선버스자료 : 일본의 LP가스자동차보급촉진협의회 - 6 -

18 1.2. 연구동향 국외기술동향 일본 Nikki사의 VPI(Vaporized Petroleum Injection) 시스템 Fig The VPI system of Nikki 일본 Nikki사는 MPI 방식의 LPG 기체분사시스템을개발하여차량 ( 시판예정 ) 에적용하였다.(Fig. 2-1 참조 ) 적용차량 ( 닛산 AD Van) 은 1,497cc, 압축비 9.9, 4기통엔진을탑재하였고, LPG 연료의분사압력은 1.3기압을적용하고있다. 기존믹서방식의 LPG 차량과비교하여출력이 12% 향상되었고, 연비는베이스가솔린차량과동등한성능을나타내고있다. 배출가스특성은일본 ULEV규제치 (CO 0.67g/km, HC 0.02 g/km, NOx 0.02g/km) 와비교하여다음 Fig. 2-2와같이매우낮은수준 (SULEV을만족시키는것으로추정 ) 을보여주고있다. Fig The emission characteristics of Nikki's VPI system - 7 -

19 Fig The LPG vehicle applied Nikki's VPI system 일본타나카모터스사의전자제어다점기체분사 LPG연료공급시스템일본의타나카모터스사의전자제어식다점기체분사방식의 LPG 공급시스템방식은다음 Fig. 2-4와같다. Fig The LPG gaseous MPI system of Tanaka motors - 8 -

20 이방식에서는 LPG를기화시키기위하여베이퍼라이져에서엔진냉각용의라디에이터냉각수 ( 가열된온수 ) 를이용하여가스를가열하고이과정에서압력을발생시킨다. 압력이높아진 LP가스를전자제어로조정한인젝터로부터적절한양과타이밍으로필요한시간에엔진의흡기관에서분사하는방식이다. 차량의규모 ( 경차에서트럭까지 ) 에따라기체분사압력을 0.5부터 2기압정도까지변화시키는것이가능하다. 엔진시동은먼저가솔린으로시동한고, 엔진이시동되어냉각수가일정온도 (60 ) 이상이된후에는컴퓨터제어에의하여 LP가스가온수에의하여가열가압되어기체분사가시작된다. 이후에는엔진을정지하여재발진하는경우에도냉각수의온도가필요온도이상인경우에는가솔린으로시동하지않고 LPG로시동된다. 즉유럽에서많이사용되고있는방식과같은바이퓨얼방식이다. 이시스템을이용하여차량을개조하면차체중량은약 70kg이증가하고, 개조비용은약 40만엔이소요된다고한다. 참조로, 믹서방식개조의경우에는약 30만엔, 액체분사방식은약 50 만엔의개조비용이소요되고있다. 배출가스를 모드에서토요타크라운 (2,491cc) 을사용하여측정비교한결과를다음 Table 2-1에나타내었다. 동일차종및시험방식을이용하여다른연료공급시스템과의배출가스를비교하여보면이러한전자제어다점기체분사방식을이용하면 SULEV 규제치를만족시킬수있는가능성이있음을알수있다. Table 1-5. The comparison of emission characteristics for fuel supply system SULEV규제치 믹서방식 LPi 타나카식 CO(g/km) ~ HC(g/km) ~ NOx(g/km) ~ CO 2 (g/km)

21 Volvo사의기체분사방식탑재차량 (Bi-fuel system) 유럽에서그동안보급되어왔던 bi-fuel 방식의 LPG 자동차는소위 OEM 개조로서제작사에서구입한차량을딜러에서개조하여판매하는방식이주를이루었으나최근에 Volvo사는모든승용차종에서 LPG 자동차를양산개시하였다. 이들차량은 LPG를주연료로하고가솔린을예비연료로사용하는 bi-fuel 방식으로, 웨곤 V70 에스테드, 스포츠세단 S60, 대형세단 S80, 소형차 V40 에스테드, S40 세단의 5차종이생산되고있다. 연료공급은전자제어기체분사방식을채용하고있고, 연료탱크는차체하부에설치되어있다. 이들차량은유럽의 LPG 자동차구조기준인 ECE 67규정을만족하고있다. S40의경우에연비는 13 km/l를나타내고있고, 동등가솔린차량은 14.7 km/l를나타내고있어 LPG 연료가격이가솔린에비하여저렴한점을고려하면매우경제성이높음을알수있다. Fig. 2-5, 2-6, 2-7에는 Volvo사의 bi-fuel LPG차량의라인업, 구조, 주요부분을각각나타내었다. Fig. 2-8에는 LPG, CNG, 가솔린차량의동력성능을비교하였고, 각차량은거의동등한수준을보여주고있다. Fig The line-up of LPG gaseous injection vehicle in Volvo

22 Fig The LPG bi-fuel vehicle in Volvo Fig The LPG bi-fuel vehicle in Volvo Fig The Comparison of performances between bi-fuel LPG gaseous injection vehicle and petrol vehisle in Volvo

23 TeleflexGFI사의 SGI(Sequential Gas Injection) LPG 기체분사시스템 TeleflexGFI사 ( 구Necam+Koltech+AG사 ) 에서개발된 SGI 시스템전자제어다점기체분사방식을적용한것으로, 기체분사용베이퍼라이져와인젝터를사용하였다. 베이퍼라이져는 1.16~1.7 기압의압력으로연료를공급가능하고, 인젝터는 2.4g/s의연료유량을최소 4ms 기간동안분사가가능하고, 약3억사이클에대하여내구성이보장되고있다 (Fig. 2-9, 2-10 참조 ). 이와같은주요부품으로구성된 SGI 시스템을탑재한차량의경우에배출가스특성은 Fig. 2-11에나타낸바와같이 EURO4를충분히만족시키고있음을알수있다. 각배출성분의배출량은 CO 0.97 g/km, HC 0.05 g/km, NOx 0.04 g/km로서 ULEV 수준의배출특성을보여주고있다. Fig The SGI system of TeleflexGFI Fig The vaporizer and injector of TeleflexGFI's LPG fuel supply system

24 Fig The emission characteristics in SGI system vehicle (EURO4 를 100( 우측 ) 으로, 중앙은가솔린의경우, 좌측은 SGI 방식의 경우 ) Tartarini사의전자제어다점기체분사식 ( 디스트리뷰터사용 ) 시스템이탈리아의 Tartarini사는 ETAgas Injection 시스템이라는전자제어다점기체분사 ( 디스트리뷰터사용 ) 방식의 LPG연료공급시스템을개발하였다. 인젝터대신에기계식분배기인디스트리뷰터를사용하는방식으로서, 최근에자동차엔진에플라스틱매니폴드의사용이증가함에따라개발되었다. 이시스템은 OEM시장을목표로하고있고, 레귤레이터의온도가 20 이상이되어야 LPG 모드로전환된다. 약3~4만km 주행후에는타르등으로인한메인터넌스가필요하여 diaphragm 등을점검할필요가있다고한다. 개조시에약 $500 정도의차량가격상승이예상되고예상되는배출가스는 CO 0.6 g/km, HC 0.04 g/km, NOx 0.04 g/km 등이다. 향후측정된배출가스의비교검토가필요하다. 시스템의구성도는 Fig. 2-12에나타낸바와같다

25 Fig The LPG gaseous supply system of Tartarini 국내기술동향 액상분사방식이방식은흡기관내에서정확한연료량을액체상태로분사하는기술을이용한것으로, 액상 LPG의기화로인하여흡기혼합기의온도가강하되고이현상에의하여엔진효율의향상되는특징이있다. 장점으로는, 정확한연료분사를하기때문에연비, 출력, 배기가스성능이향상되고, 기존의가솔린용전자제어시스템과의연동 ( 단, bi-fuel 차량의경우 ) 으로정밀한제어가가능하고, 부품점수의삭감에의한코스트저감, 자기학습기능으로신뢰성향상, 조정불필요, 그리고소프트웨어변경만으로신형차량에대응이가능하다는점등이다. 이에반하여단점으로는, 엔진시스템소프트웨어의개발이복잡하고, 콘트롤소프트웨어를베이스가솔린차에맞춰서개량을하지않으면안되는점 ( 단, bi-fuel 차량의경우 ) 이있다 (Fig 참조 )

26 기체분사방식 LPG 기체분사방식의연료공급시스템은국내에서개발된예가없다. Fig Multi point sequential liquid injection system

27 국내외유사기술과의비교 Table 1-6. The comparison between LPG gaseous and liquid injection system 기체분사 액체분사 분사방식 일점분사방식 (single point continuous injection) 다점연속분사 (multi point continuous injection) 다점정기분사 (multi point sequential injection) 다점정기분사 (multi point sequential injection) 베이퍼라이져 압력조절기 시스템구성성능비교 디스트리뷰터 분사노즐 인젝터 가압펌프 배기가스 규제강화에대응곤란 EURO4까지만족가능 EURO4 만족가능 EURO4 ULEV 만족 출력 ( 가솔린대비 ) 낮음 약간낮음 약간낮음 동등 분사압력 < 2기압 기압 기압 +5 기압 비고 닛산디젤 Tartarini Landi Renzo Lovato TeleflexGFI Tanaka Motors Vialle Tartarini 아이상공업 위 Table2-2에나타낸바와같이본개발에적용되는다점정기기체분사 LPG 연료공급시스템은국내외유사기술과기술면에서차별이되고, 배출가스규제강화에만족이가능하고, 양산차량에적용을위한내구성확보가능, 그리고타기술방식과비교하여시스템구성가격면에서경제성의우위를확보할수있을것으로평가되는등차별성을갖고있다

28 1.3. 연구목표 대도시의대기오염은각종규제및 CNG버스의보급등의정책에의하여개선되어왔지만 NOx( 질소산화물 ) 및 PM( 입자상물질 ) 의환경농도는매년악화되고있고, 환경기준을달성하지못하는지역이많아지고있는것이현실이다. 특히대도시에서교통량이많은지역에서는자동차에서배출되는질소산화물및입자상물질의양이매우심각하여자동차의배출가스규제강화와함께다양한저공해자동차를도입하여대기오염을개선하는정책의도입및실행이매우중요한시점이다. 최근에 LPG자동차는국내에서 180만대 (2005년기준 ) 까지보급되고있고, 경유차의대체차량으로도입이시작되고있다. LPG 자동차의엔진기술은가솔린엔진과동일한연소방식을채용하여삼원촉매를장착하고있기때문에경유차에비하여우수한저공해화가가능하게되었다. 그러나기존의믹서방식기술로는강화된배기가스규제수준으로배출가스를감소시키는것이곤란하여가스상태로분사하여공급하는시스템이개발되었다. 하지만액상분사방식에비하여출력이약간저하되는단점이있다. 액상분사방식에서는흡기관내에정확한연료량을액체상태로분사하는기술을이용한것으로, 액상연료의기화로인하여흡기혼합기온도가강하되고, 이현상에의하여연소기관의효율이향상되는특징을갖고있다. 그러나시스템의구성이복잡하여경제성및내구성에문제점이있는것으로알려져있다. 국내외에서액상분사관련연구는많이수행되어왔지만, 가스분사연료공급방식에서체적효율의향상에관한연구는수행된바가아직없다. 또한액상분사의분무모델은많은연구가이루어졌지만, 기체상태분무모델에관한연구도수행된예가없다. 따라서본연구에서는기체분사연료공급시스템과액체분사연료공급시스템을구성하여이를단기통엔진에서체적효율을측정하여이를최적화하여비교분석하여기체분사연료공급시스템의체적효율을높이고자한다

29 2. 연구내용 2.1. 체적효율의정의 체적효율의정의흡기행정말기에서의실린더내압력은각종의저항때문에흡기관입구압력보다낮으며, 흡입한공기온도는실린더벽으로부터의열전달, 흡기의운동에너지의열에너지로의변환, 또는잔류가스와의혼합에의하여입구의온도보다높다. 그러므로흡입한공기또는혼합기의체적을그때의입구상태로환산하면행정체적보다작아진다. 이것이클수록흡입작용이양호한것이므로이것을나타내는척도로서다음과같이정의된체적효율 (volumetric efficiency) ηv 를사용한다. 지금흡기계통입구의상태를 P s,t s, 급기의밀도를 ρ s 라고하면 η v = ρ sv s ρ a,o V d 의질량 여기서 ρ s V s = 흡입공기의질량 ρ a,o V d = P s,t s 상태에서행정체적을차지하는흡입공기 따라서흡입공기의질량은 η v V d ρ a,o 가되고, ηv 는흡입능력을나타내는척도이지만입구상태에따라서 ρa,o 가변화하므로연소에관여하는흡입공기의절대량을나타내는기준으로는적합하지않다. 그래서다음과같이정의된충전효율 (charging efficiency) ηc 를사용한다. η c = ρ s'v s ρ n' V d

30 여기서 ρs ' ρ n' V s V d = 흡입되는건조공기의밀도 = 표준대기상태에서건조공기의밀도 = 흡입되는공기의체적 = 행정체적 여기서아래첨자 n 은표준대기상태, ' 은건조공기의밀도를표시한다. 연소에관여하는공기의질량은흡입공기로부터그속에포함된수증기의 질량을뺀것이다. Pd 를수증기의분압이라고하면 와같은식을얻을수있다. ρ s ' η c =η v ρ n ' =η T n v P s-p d T s P n -P dn 여기서표준대기상태와현재대기상태조건을고려하면다음과같다. < 표준대기상태 > P n =1 bar t n =25CENTIGRADE P dn = 0.019bar ( 상대습도 60% 일경우 ) < 현재대기상태 > P s =0.993 bar t s =20CENTIGRADE P d = bar ( 상대습도 55% 일경우 ) 이므로현재실험조건에고려된충전효율과체적효율을비교해보면 η c =1.017η v

31 이다. 따라서표준대기상태에서운전하는경우에충전효율과체적효율의 관계는 η c η v 로볼수있다. 따라서본연구에서는체적효율을계산하였 다 실험장치의구성 단기통엔진시험장치구성 시험장치구성기체분사 LPG연료공급시스템의체적효율을측정하기위하여 LPG 단기통엔진을구성하고엔진제어및측정장치를 Fig. 2-1의 Schematic diagram과같이구성하여모터링을통하여실험을수행하였다. E C U Injector Drive P C D A Q Intake Temp. Flow rate Injector Press. Absolute Press. Injector Cam angle Encoder Cylinder Press. Exhust Press. Exhust Temp. Airflow meter Cooling water Inverter Motor Cooling water Temp. Lubricating oil Fig Schematic diagram of experimental single cylinder engine system 실험을위해양산엔진을기초로하여단기통엔진을제작하였다. 엔진 은 5.5Kw 모터로구동되며, 냉각수와엔진오일은각각실제엔진운적 조건과유사한 80 와 60 로일정하게유지되어순환된다. 인젝터의분

32 사량및분사시기의제어는 MOTEK사의 M400 프로그래머블 ECU를사용하여제어하며, 흡기관및엔진에는체적효율을측정하기위한유량센서와압력센서온도센서가부착되어져있으며주요센서의제원은 Table 2-1와같다. 센서에서측정된데이터는 NI사의 DAQ를통하여컨트롤 PC에저장된다. Table 2-1 Sensor specifications 측정범위 분해능 비고 압력 0~2bar 0.25% P127 온도 0~ R31-K 유량 0~28.5L/min 0.85% 50MC 단기통엔진본실험수행하기위해양산자동차에사용되는엔진의피스톤, 실린더헤드와캠샤프트, 밸브등을사용하여단기통엔진을제작하였다. Table 2-2에엔진의주요사양을나타내었다. Table 2-2. Single cylinder engine specifications 엔진형식 Single cylinder four stroke, SI 보어 스트로크 (mm) 배기량 333cc 압축비 10.2 : 1 흡기밸브 배기밸브 IVO IVC 밸브직경 EVO EVC 밸브직경 14 BTDC 52 ABDC 28.2mm 53 BBDC 15 ATDC 23.6mm

33 . Fig Single cylinder engine 흡기관의길이는양산엔진이장착되어진차량의흡기매니폴드길이에맞추어 900mm로제작하였고엔진의흡기관내부에서흡기시피스톤운동에의하여생성되는혼합기의맥동을줄이기위하여 Surge tank를부착하였다. Fig. 2-3에흡기관의설계도및외관을나타내었다. Fig Intake manifold drawing and figure

34 연료공급시스템구성 연료공급시스템구성연료공급장치는 Fig. 2-4와같은구조로액상분사와기상분사동시에가능한구조로제작되었다. 액상분사시에는연료펌프에서가압 ( P=5bar) 된연료가공급라인을통해연료라인을통해액상인젝터로이송되며, 리턴레귤레이터에서일정한압력으로연료라인의압력을유지시키며연료를순환시킨다. 기상분사시에는연료펌프에서가압된연료가서지탱크를거쳐레귤레이터에서절대압 4bar로감압되어베어퍼라이져에공급되고, 베이퍼라이져에서기화된연료는연료공급라인을통해가스인젝터로이송되고분사된다. Fig. 2-5는연료공급장치의외관이다. Regulator Vaporizer o Fig Schematic diagram of fuel supply system Fig The figure of fuel supply system

35 인젝터비교각연료분사시스템에사용되는인젝터를 Fig. 2-6에나타내었다. (a) 는기체분사 LPG연료공급시스템에사용되는인젝터로 1.3bar의기체상태의 LPG를분사한다. (b) 는액상 LPG 연료공급시스템에사용되는인젝터로 7bar로가압된 LPG를액상으로분사된다. (a) Gaseous injector (b) Liquefied injector Fig Comparison between gaseous and liquefied injector

36 실험오차범위분석체적효율은흡기관에서흡입공기의압력, 온도, 유량을측정하여계산을하게되므로각센서의측정값의오차에따라계산된체적효율에오차가발생할수있다. 따라서아래와같은오차해석을통하여각종측정센서의분해능에서기인하는체적효율의오차범위를다음식에서확인할수있다. η v = ( η v ) 2 ( P a ) 2 +( η v ) 2 ( T a ) 2 +( η v ) 2 ( V a ) 2 η v P a η v T a η v V a η v 여기서제곱근안의항은각각압력, 온도그리고유량을나타내고, 각 측정센서의분해능 (Table 2-3 참조 ) 을고려한체적효율의오차범위 η v 는약 로계산되었다. 따라서본연구에서구성한장치를사용하여 충분히정확한체적효율을측정할수있음을확인할수있다. Table 2-3. Sensor specifications 측정범위 분해능 비고 압력센서 0~2bar 0.25% P127 온도센서 0~ R31-K 유량계 0~28.5L/min 0.85% 50MC2 다음 Fig. 2-7 에서본연구에서구성한체적효율측정시스템을나 타내었다. Fig Figure of experimental system

37 측정데이터본연구에서구축한실험장치를이용하여엔진회전수 1000rpm, 스로틀개도 50% 조건에서각센서에서측정된 intake pressure, intake temperature, exhaust pressure, exhaust temperature, cylinder pressure와 intake airflow rate를다음 Fig. 2-8에나타내었다. 연소를하지않기때문에최대압력은약 15bar로 360도에서나타나며, 흡기유량과온도는일정하며, 흡기관내의압력이변동이있음을알수있다 rpm 50% Cylinder pressure[bar] Intake temp [ o C] Intake pressure Inlet flow rate Intake temp Cylinder pressure Exhaust pressure inlet flow rate [m 3 /min] Exhaust pressure [bar] Intake pressure(bar) Crank angle [deg] Fig. 2-8 Raw data 실험조건및인젝터평균분사량및분사각 실험조건각연료공급시스템의체적효율을측정하기위하여연소를하지않고모터링을통하여다음 Table2-4와같은조건을기본조건으로실험을수행하였다. 흡기밸브의온도와실린더내부압력및배기과정의압력으로인해흡기밸브와배기밸브의오버랩구간에서의압력등이연소시와차

38 이가발생하나, 본과제의목표가기체분사 LPG 연료공급시스템의체적효율을측정하여이를액상분사 LPG연료공급시스템과비교하고, 체적효율의향상방안을도출하는것이므로, 같은조건하에서실험을수행하여비교하므로연소의유무는실험결과에영향이적을것으로판단된다. Table 2-4 Experimental condition 항목 범위 엔진회전수 500~3000rpm 공기과잉률 (λ) 1.0 냉각수온도 80 엔진오일온도 60 스로틀개도 100%(WOT), 50% 분사시기 흡기밸브의상사점에맞춰연료분사종료 흡기관길이 900mm 인젝터평균분사량각연료공급시스템에서사용되는인젝터의분사기간에따른분사량의특성은엔진의공연비제어에중요한요소이다. 각인젝터는저저항타입의인젝터로 Peck and hold 타입으로제어된다. 분사기간에따른분사량의변화를측정하기위하여연료를상온상압상태의테들러백에 1000 회분사하여평균분사량을측정하였다. 분사시간에따른인젝터의평균분사량변화는 Fig. 2-9와같다. 각인젝터의평균분사량은분사기간에따라선형적으로변화하는것을확인할수있다. 이를통해분사기간을변화시켜분사량을높은정밀도로제어할수있음을확인할수있다. 기체분사인젝터는분사압력이 0.3bar에서 0.5bar로증가하면연료의분사량이약 35% 증가하였다. 분사압력에높아져기체상태의 LPG가밀도가높아지고 (16% 증가 ), 분사속도가빨라져분사량이증가하였다. 액상분사인경우액상으로유지되므로비압축성에가까운특성을나타내므로압력의변화에따른분사량의차이는작을것으로추측된다

39 Average amount of Injection (mg) Injection pressure = 0.5bar Injection pressure = 0.3bar Injection time (ms) (a) Gaseous injection Average amount of Injection (mg) Injection pressure = 7bar Injection time (ms) (b) Liquefied injection Fig. 2-9 Average amount of fuel injection

40 인젝터분사각인젝터는흡기매니폴드의후단에설치되어흡기밸브를향해분사된다. 인젝터에서분사된연료는흡기밸브와충돌하며흡기밸드의온도에의하기화되며공기와혼합되어실린더내부로흡입된다. 인젝터의분사각은공기와연료의혼합과밸브의뒷면에접촉되는면적을결정하는중요한요소이다. 기상인젝터의분사각은 30.8, 액상인젝터는 10.9 로측정되었다. 두시스템에서사용되는인젝터의분사각과분사형상을나타내었다. (a) 기상인젝터분사각도 (b) 액상인젝터분사각도

41 (c) 기상인젝터분사형상 (d) 액상인젝터분사형상 Fig Comparison injection characteristics between gaseous and liquefied injector

42 연료분사시기결정연료분사는흡기밸브가최대로열린상태, 즉밸브개폐선도에서상사점에서연료분사가종료되어야연료와공기의혼합이활성화되는것으로알려져있다. 따라서엔진운전조건에따라연료분사시기를결정할수있다. Fig.2-11에연료분사시기와밸브계패선도를나타내었다. IVO IVC liquified injection gaseous injection SOI SOI EOI 1000rpm 2000rpm EOI 1000rpm 2000rpm TDC Crank angle Fig.2-11 Injection timing and cam profile 공기과잉률에따른분사량보정모터링을통하여체적효율을측정하므로배기가스중의산소농도를측정하여공연비를보정할수없다. 연료분사기간을변화시키며흡입공기량을측정하여공기과잉율을측정하면 Fig.2-12와같다. Fig.2-12에서알수있듯이공기과잉율은연료분사기간에따라선형적으로변화하는것을알수있다. 따라서공기과잉율 1.0 즉이론공연비전후의연료분사기간에따른공기과잉율을측정하고보간법을통해공기과잉율 1.0에해당하는연료분사기간을계산하여실험을수행하였다

43 Relative air/fuel ratio [λ] Gaseous phase injection 500RPM wot 500RPM 50% 1000RPM WOT 1000RPM 50% 1500RPM WOT 1500RPM 50% 2000RPM WOT 2000RPM 50% 2500RPM WOT 2500RPM 50% 3000RPM WOT 3000 RPM 50% Injection duration [ms] (a) Gaseous injection system Relative air/fuel ratio [λ] Liquefied phase injection 500RPM wot 500RPM 50% 1000RPM WOT 1000RPM 50% 1500RPM WOT 1500RPM 50% 2000RPM WOT 2000RPM 50% 2500RPM WOT 2500RPM 50% 3000RPM WOT 3000 RPM 50% Injection duration [ms] (b)liquefied injection system Fig.2-12 Calibration of injection amount

44 가시화실험장치구성 가시화장치의구성흡기관에서연료가분사되어공기와혼합되는모습을관찰하기위하여다음 Fig. 2-14와같이흡기관을관측할수있는가시화장치를설계및제작하였다. 이때가시화부분의수력직경을실재흡기관의수력직경과같게하여제작하였으며, 액상인젝터와기체인젝터가분사가가능하도록제작하였다. 분무형상의관측에는 Fig.2-15의구성도와같은광학시스템을사용하여백라이트방법을사용하였다. 광원에서나온빛은핀홀을거쳐점광원으로만들어지고점광원은쉬릴렌거울에반사되어평행광이형성된다. 이평행광은연료분사장치의가시화창을통하여연료분사시발생하는분무형태및혼합기유동을스크린에투영하게된다. Fig Visualization system drawing and figure

45 Fig Schematic diagram of visualization system Fig Visualization equipments plot plan 스크린에투영된형상은고속카메라를이용하여촬영이되며 1000fps 의속도로촬영하여공기와연료의혼합과정을관측하였다

46 3. 실험결과및분석 3.1. 연료분사없이체적효율측정및분석 엔진회전수와스로틀개도에따른체적효율두연료분사시스템의체적효율을비교하기위한기본자료로활용하기위하여연료분사를하지않은조건에서의체적효율을측정하였다. 측정결과는 Fig. 3-1에나타내었다. 관성효과에의해 RPM이증가함에따라체적효율이증가함을알수있다. 100 WOT 90 η V [%] % RPM Fig. 3-1 Volumetric efficiency with out injection

47 Surge tank 장착유무에따른체적효율측정및분석엔진의흡기과정에서피스톤운동에의해흡기밸브의입구에발생한부압은흡기관내를부압파로되어전파되고흡기관의개방된쪽에서반사된반사파가되돌아온다. 또한흡기관내부의공기는흡입되며흡입펄스가형성된다. 따라서이러한압력파가중첩되어체적효율에영향을미치게된다. 부압으로인한부압파와 Surge tank가체적효율에미치는영향을알아보기위하여연료를분사하지않은상태에서 surge tank가있는장착되어있는흡기관과장착되어있지않은흡기관을설치하여스로틀개도에따라체적효율을비교하였다. Fig. 3-2과같이 surge tank 장착유무에따른체적효율의변화는미미함을확인할수있다. 100 Without injection 80 W/O surge tank volumetric efficiency [%] With surge tank Opening of throttle [%] Fig. 3-2 Volumetric efficiency with surge tank

48 냉각수온도에의한체적효율변화냉각수온도를 20 ~ 70 까지변화시켜가며체적효율의변화를살펴보았다. 냉각수온도가증가하게엔진의벽면온도가높아지면서열전달량이커지고, 흡입공기의밀도가낮아지게되어체적효율이감소하게된다. 이를식 (2.1) 에서나타난체적효율의근사식에서확인할수있다. 벽면온도가상승하면혼합기와벽면과의온도차이인 Tw ' 가증가되므로체적효율은감소한다. 이를 Fig. 3-3에서볼수있다. η v = 1 1+ T w '/T s [ 1 k(r c -1) p 1 p s ( r c,e- p R p 1 ) + k-1 k p m p s ] ( 식 2-1) 100 W/O injection 1000rpm 80 volumetric efficiency [%] Coolant temperature [ ] 100% 50% 25 % Fig. 3-3 Volumetric efficiency as coolant temperature varies

49 3.2. 연료분사시체적효율 공기과잉율변화 공기과잉율 ( ) 변화에따른체적효율의변화를측정하기위하여공기과 잉율을 0.9, 1.0, 1.1로변화시키면서스로틀개도를 WOT과 50% 조건으로측정하였다. Fig. 3-4에기상분사의공기과잉율변화에따른체적효율을측정결과를나타내었다. 1000rpm에서공기과잉율을 0.9에서 1.1까지증가시키면체적효율이 1.0에서최대값을나타내는것을확인할수있다. 스로틀개도에따른체적효율변화는 WOT일때약 2% 정도높게나타난다. 2000rpm에서도 1000rpm시와같이공기과잉율이 1.0시에최대값을나타내고, WOT시에체적효율이높게나타난다. 이상의결과를통해공기과잉율 1.0일때즉, 이론공연비상태에서체적효율이가장높게나타나는것을확인할수있다 Gaseous phase injection 2000rpm - WOT rpm -50% η v (%) rpm -WOT rpm -50% Relative air/fuel ratio [λ] Fig. 3-4 Effect of air/fuel ratio on volumetric efficiency in gaseous injection

50 액상분사시스템의공기과잉율에따른체적효율변화를측정하여보면, 기체분사시스템과같은경향을나타낸다. 공기과잉율이 1.0일때즉이론공연비상태에서가장높은체적효율을보이며공기과잉율이변화함에따라체적효율이감소한다 Liquefied phase injection 2000rpm - WOT volumetric efficiency [%] rpm -50% 1000rpm -WOT 1000rpm -50% Relative air/fuel ratio [λ] Fig. 3-5 Effect of air/fuel ratio on volumetric efficiency in liquefied injection

51 흡기관길이에따른체적효율변화 흡기관의동적효과엔진의흡기과정에서밸브의개폐로인해발생되는압력파의위상을흡기시기와적절히조절함으로써흡기작용을촉진시킬수있다. 이와같은효과를습기관내유체의동적효과 (dynamic effect) 라부르고, 압력파의위상을조절하는방법으로는주로파이프의길이를조절하여조정한다. 흡기관내의공기를하나의기주 (gas column) 로생각하면질량과동시에탄성을가지고있으므로이것이운동할때는관성이있으므로, 이기주가간헐적으로이동하는경우에는압력진동을일으킨다. 이진동을피스톤의움직임과맞추면동조현상 (synchronize phenomena) 을일으켜공명하여실린더내로의공기의유입량이많아져체적효율은상승한다. Fig.3-6는흡기관내의기주운동의설명도이고, 압력파의전파속도 dx/dt 는다음식 (3-1) 로나타낼수있다. dx/dt= u( 유속 )±a( 음속 ) 식 (3-1) Fig.3-6 Air column movement in intake manifold 흡기관내유체의동적효과에는각과정에직접영향을미치는효과,

52 즉관성효과 (inertia effect) 와흡기관내의잔존파가다음사이클의흡기과정에미치는효과, 즉맥동효과 (pulsation effect) 가있다. 따라서흡입관에서는밀어넣는작용을잘이용하면체적효율을개선시킬수있다. 흡기과정에서흡기밸브의입구에서발생한부압은흡기관내를부압파로되어전파하고흡기관의개방도니쪽에서반사된제1반사파가 t초후에되돌아온다고하면, 관의길이가길고정압파로되돌아오는시간 t가흡기기간 t s 보다도길면 (t>t s )Fig. 3-7(a)cjfja 흡기과정에직접영향을미치지않지만, 관이짧아 t=t s /2의경우에는부압파에정압파가중첩되어 Fig.3-7(b) 처럼중첩된부분이합성되어흡기행정의후반은정압으로된다. 흡기밸브가닫히기전정압이최대로되도록 t를선택하면체적효율을증가시킬수있게된다. 정ㆍ부압파의중첩은압력파의주파수 υ=1/2t과매초흡입횟수 n s, 4행정기관이므로 n/120에관계하기때문에, 이비를동조차수라하며다음식 (3-2) 와과같다. m= ν n s = 120ν n 식 (3-2) 최적의동조조건은 Fig. 3-7(b) 에서 t=0.5t s, 즉흡입기관중에 1회만진동하는것이다. 흡입밸브의유효개구각도 ( 밸브개구각-무효각 ) 을 θ s 라한다면, θ s =6nㆍt s 이므로최적동조차수 m opt 은다음식 (3-3) 으로구할수있다. m opt = 720 θ s 식 (3-3) Fig.3-7 의 (c) 는정압파가다음사이클의흡입에동조하여흡입말의압 력을높인새로운합성파를나타낸다. 즉, 흡입밸브가닫힌후에관내에 는압력진동이남고, 점점감쇠하여가지만, 정압파가다음사이클의흡입

53 에동조하면흡입말의압력이높아져체적효율을증가시킬수있다. 이 경우부압파가동조하면밸브가닫힐때의압력은떨어져체적효율은저 하한다. Fig.3-7 Synchronize of intake pressure wave 관내에남아있는파의주파수와흡입횟수와의비 m과동조의관계를나타내면 Fig.3-8과같이 m=1½,2½,... 에서는정압파, m=1,2, 에서부압파가제2사이클의흡입에중첩된다. 이처럼관내에남아있는파가다음사이클의흡입과정에미치는영향을맥동효과 (pulsation effect) 라하고, t<t s 의경우에는압력파가그발생한사이클의흡입과정에직접영향을미치는것을관성효과 (inertia effect) 라하며, 이두가지를관성과급이라한다

54 Fig.3-8 The order and synchronize of intake pressure 흡입관내의흡입과정에서의동조진동수를논하려면압력진동을미소진 동이라생각하고음향이론으로유도된진동수를사용하면충분하다. 흡기 계의자연진동수는일반적으로다음식 (3-4) 로나타내어진다. ν=a/(2l e ), a = kgrt ( 식 3-4) l e 는등가관의길이이다. 최적인동조는 m 이어느특정값일때이므로 m=νovern s, ν= mn 120, ν= a 2l e 이므로 nl e a = 60 m = 일정 관성효과인경우밸브가열려있으므로최적동조조건은

55 m= 720 θ s = 120 n a 2l e, l e =π lv/f n l a = θ s 12π F V = 일정 맥동효과인경우에는 nl a = 30 m = 일정 다음 Fig.3-9는관길이에따른 m의변화와이에따른정미평균유효압력을나타낸것이다. m이 2이하인경우에는맥동효과에의한것이며 m이 3 보다큰경우에는관성효과가지배적이다. 따라서최적관길이는다음과같다 l opt = 30 m opt a n Fig.3-9 Effect of intake manifold length on m and BMEP ( 공랭슬리브밸브가솔린기관, 배기량 =0.733L, 압축비 =8, 공연비 =13, 관지름 44.5mm)

56 본과제에사용한엔진의경우흡입밸브의개구각은 218 이며무효각은일반적으로밸브개폐전후 15 씩이므로흡입밸브의유효개구각도는 188 이고, m opt 는 3.83이다. 따라서엔진회전수에따른최적흡기관의길이는다음Fig. 3-10과같다 l opt RPM Fig.3-10 Optimal intake length on varied engine rpm

57 흡기관길이에따른최적효율측정흡기관의길이를 0.6, 0.9, 1.2m로변화시키면서스로틀개도 WOT와 50% 조건에대하여체적효율을측정하였다. 기상분사시체적효율측정결과는 Fig.3-11과같게측정되었다. 이때각조건에서의동조차수를측정하여보면다음 Fig. 3-12와같이최적동조차수를중심으로하여동조차수가변화함에따라감소하는것을확인할수있다. 스로틀개도가 50% 인경우동조차수의영향이적음을알수있는데이는스로틀이 50% 의개도로작동됨에따라스로틀의판으로인해압력파의감쇠가발생하였기때문이다 L intak e=60cm WOT L intak e=90cm WOT L intak e=120cm WOT L intak e=60cm 50% L intak e=90cm 50% L intak e=120cm 50% Gaseous injection η v (%) RPM Fig.3-11 Effect of intake length on volumetric efficiency in gaseous injection

58 Gaseous injection Volumertic efficiency [%] mopt m WOT 50% Fig Effect of frequency parameter on volumetric efficiency in gaseous injection 액상분사시체적효율측정결과는 Fig.3-13과같게측정되었다. 이때각조건에서의동조차수를계산하여보면다음기체분사시와같은경향이나타난다. Fig.3-14와같이최적동조차수를중심으로하여동조차수가변화함에따라감소하는것을확인할수있다. 스로틀개도가 50% 인경우동조차수의영향이적음을알수있는데이는스로틀이 50% 의개도로작동됨에따라스로틀의판으로인해압력파의감쇠가발생하였기때문이다

59 L intak e=60cm WOT L intak e=90cm WOT L intak e=120cm WOT L intak e=60cm 50% L intak e=90cm 50% L intak e=120cm 50% Liquefied injection η v (%) RPM Fig.3-13 Effect of intake length on volumetric efficiency in liquefied injection Liquefied injection Volumertic efficiency [%] mopt WOT 50% Fig Effect of frequency parameter on volumetric efficiency in m liquefied injection

60 흡기관의최적길이에서의효과를파악하기위해연료분사없이흡기관의최적길이와실재흡기관의길이의비에따른체적효율을보면다음 Fig.3-15와같다. 이를통해흡기관의최적길이에서체적효율이높음을알수있다. 110 volumetric efficiency rpm 2500rpm 2000rpm 1500rpm 1500rpm WOT 50% 500rpm L opt /L act Fig Volumetric efficiency as a function of intake pipe length (w/o injection)

61 흡기관압력측정및분석흡기관내부의압력변화는연료분사방식에관계없이같은경향을나타낸다. 흡기관내부의압력이흡기밸브가닫히는시기에흡기관압력이최대치로높아지는것을알수있다. 이때동조차수는 3,000rpm시에는 3.78, 2,000rpm 시에는 5.67, 1,000rpm시에는 11.3이된다. Fig 에서볼수있듯이 3,000rpm과 2,000rpm에서는최적동조차수에가깝기때문에흡기밸브가닫히는시기에흡기관내부의압력파가정압을나타내어공기의흡입을촉진시켜체적효율을높이고있다. 하지만 1,000rpm시에는최적동조차수보다매우커관성효과와맥동효과가미미하여흡기관내부의압력이정압이발생하나그크기가작음을알수있다 Gaseous injection 1000rpm 2000rpm 3000rpm Liquefied injection 1000rpm 2000rpm 3000rpm Intake pressure [bar] IVO IVC IVO IVC IVO 0.98 SOI EOI SOI EOI SOI EOI atm IVC Intake pressure [bar] atm 1.00 IVO IVC IVO IVC IVO 0.98 SOI EOI SOI EOI SOI EOI IVC Crank angle/rpm Crank angle/rpm (a) Gaseous injection (b) Liquefied injection Fig.3-14 Pressure wave in an intake pipe

62 기상분사시분사압력에따른체적효율변화기상분사시분사압력에따른체적효율변화를측정하여보면다음 Fig.3-15와같다. 분사압력을 0.3bar에서 1.5bar로변화시킴에따라체적효율이최대2% 정도감소하나그영향은미미하다고할수있다. 100 W/O Injection WOT P inj =0.3bar WOT bar WOT bar 50% η v (%) bar 50% RPM Fig.3-15 Effect of injection pressure on volumetric efficiency

63 3.3. 연료분사시스템에따른체적효율비교 흡기관온도변화계산 P-h 선도 n-butane/iso-butane = 70/30 Scale : Pressure (bar) h (kj/kg) Fig.3-16 P-h diagram of LPG 기체분사일경우분산에따른흡기관온도변화단순한이상기체방정식을통해체적효율을변화시킬수있는요인을확인해볼수있다. PV=nRT 위식에서부피V를변하게하는요인은압력과온도라는것을파악할수있으며, 자연흡기엔진에서는흡기관압력이 Wide Open Throttle 일때, 거의대기압과같기때문에변화시킬수있는요소는온도T만남게된다. 본계산에는연료가분사되면서일어나는에너지의열역학적관계를파악하여연료와공기혼합기의온도강하정도를파악해보았다. 온도를계산하기위하여다음과같은가정들을사용하였다

64 a. 엔진스피드는 1000rpm 이다. b. 대기조건은 20, 1bar 이다. c. 분사는교축과정으로등엔탈피과정이다. d. 연료는 n-butane과 iso-butane이 7:3의비율로혼합된가스이다. e. 흡기관체적은 963.6cc 이다. f. 물성값은 "NIST REFPROP DATABASE Version 6.0" 을이용하여구하였다. 온도는크게다음과같이 3 구간으로나누어서계산하였다. 상황 Known Factor Unknown Factor 상태 1 연료분사전 T1, P1, v1 - 상태 2 연료분사직후 P2 T2,v2 상태 3 분사된연료와공기의혼합기형성 P3 T3,v3 초기에연료가분사되기전에연료는 1.3bar, 20 로상태1의조건이다. 이상태의연료가분사되어 1bar의상태2가되면서온도와비체적이변화할것이다. 연료의분사과정은교축과정으로, 등엔탈피변화를하게된다. 상태1의물성값은다음과같다. 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 379.3kJ/kg 419.5kJ/kg 상태 1 에서상태 2 로변하는과정이등엔탈피과정이기때문에, 상태 2 의 엔탈피도상태 1 의값과같은 419.5kJ/kg 이된다. 아래와같이알수있 는압력과엔탈피값으로부터온도를구할수있다

65 조건압력엔탈피 상태 2 1.0bar 419.5kJ/kg 압력 1.0bar 에서엔탈피값이 419.5kJ/kg 이되는온도는 19.2 이다. 1.0bar, 19.2 조건을이용하여비체적및내부에너지를구하여아래에 정리하였다. 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 379.0kJ/kg 419.5kJ/kg 앞에서가정한 1000RPM, Wide Open Throttle 조건으로엔진을구동할경우연료의분사량은 17.95mg/injection 로측정되었다. 상태2의내부에너지와연료의 1회분사량으로부터분사된 LPG연료의내부에너지량을계산할수있다. 혼합되는공기의내부에너지값은참고문헌, 'Fundamentals of Engineering Thermodynamics 4th' 를이용하여구하였다. 공기의내부에너지값을계산하는과정은다음과같다. U air =m u air ( 식3-1) =ρ V u air ( 식3-2) V= m 3 (From the condition) u air =209.06kJ /kg (From the table) 위의 ( 식 3-2) 에서 20, 1bar 조건에서공기의밀도값만을알게되면 내부에너지값을알수있다. 이상기체방정식으로부터공기의밀도는다음 과같다

66 PV=nRT P(mv)= m M RT(M=molecularweight) Pv= R M T v= RT MP ρ= MP RT ( ρ= 1 v ) ( 식 3-3) ρ= 28.97kg/mol 10 5 N/m J/kmol K 293K =1.189kg/m 3 위에서구한값들을이용하여상태3의내부에너지값을구할수있다. U LPG =379.0kJ/kg =6.8031J U air =1.189kg/m m kJ/kg = J U mix =U LPG +U air = J 위에서구한상태3, LPG연료와공기혼합가스의내부에너지값을이용하여상태3의온도 T3을구할수있다. 다음은상태3에서알수있는값들을정리한것이다. 조건압력내부에너지 상태 3 1.0bar kJ/kg 상태 3 의온도를구하기위해서는 Iteration 과정을통하여계산하여보

67 면다음과같이 19.3 라는것을알수있다. 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 379.1kJ/kg 419.7kJ/kg 앞에서계산한상태 1, 상태 2 및상태 3 일때연료의물성값들을정리해 보았다. 조건 온도 압력 비체적 내부에너지 엔탈피 상태 bar m 3 /kg 379.3kJ/kg 419.5kJ/kg 상태 bar m 3 /kg 379.0kJ/kg 419.5kJ/kg 상태 bar m 3 /kg 379.1kJ/kg 419.7kJ/kg 이결과를분석해보면, 1.3bar, 20 의 LPG 가분사되면 1bar, 19.2 상태로변하게되고, 그후 963,6cc 공기와섞이게되면온도가 0.1 도정 도오른다는것을알수있다 액체분사일경우분산에따른흡기관온도변화액체분사의경우초기에약 7bar정도로가압되어있다. 7bar, 20 상태는액체이며각각의상태파악을위해기체분사에서의경우와동일한과정을통하여계산하였다. 주어진조건으로부터파악할수있는요소와미지의요소를구분하면다음 Table와같다

68 상황 Known Factor Unknown Factor 상태 1 연료분사전 T1, P1, v1 - 상태 2 연료분사직후 P2 T2,v2 상태 3 분사된연료와공기가혼합기형성 P3 T3,v3 액체분사의경우연료가분사되기전에연료는 7bar, 20 상태이다. 기체분사와마찬가지로연료가분사되는과정은등엔탈피과정이며, 분사후상태2의온도와비체적을엔탈피값으로부터계산할수있다. 상태1의물성값을아래 Table에나타내었다. 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 56.31kJ/kg 57.53kJ/kg 상태1에서등엔탈피과정을통해상태2로변하기때문에엔탈값은상태1 과같은 57.53kJ/kg이된다. 연료가분사된후, 압력이 1bar가되기때문 에아래와같이알수있는압력과엔탈피값으로부터온도를구할수있 다. 조건 압력 엔탈피 상태2 1.0bar 57.53kJ/kg 1bar 의압력조건에서각온도별엔탈피를계산하여보간법으로온도를 구하였다. 계산된온도는 이다. 1bar 의압력과 온도조건 으로부터상태 2 의물성값을계산하였다

69 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 51.45kJ/kg 57.53kJ/kg 상태2에서상태3으로변하는과정에서단열로가정하여내부에너지가일정하게유지되기때문에이조건을이용하여상태3의물성을계산할수있다. 1000RPM, Wide Open Throttle 조건으로엔진을구동하여경우측정한연료의 1회분사량은 18.83mg 이었다. 분사되는연료와 1bar, 20 조건의공기의내부에너지를계산해보면다음과같다. 연료의내부에너지는다음과같이간단하게계산된다. U LPG =m u LPG = kg 51.45kJ/kg =0.9688J 혼합되는공기의내부에너지는기체분사에서사용한 [ 식1-1, 식1-2, 식 1-3] 으로부터계산한다. U air = kg kJ/kg = J 혼합된가스의내부에너지는연료와공기의각내부에너지합과같기때문에간단하게계산된다. U total =U LPG +U air =0.9688J J = J 섞이기전, 각각연료와공기의내부에너지합은혼합된후각성분의내부에너지합과같아야한다. 이를바탕으로온도를계산하기위해서는앞의가스분사와같은방식으로 Iteration과정을통해상태3의온도는 라는것을알수있다

70 조건온도압력비체적내부에너지엔탈피 상태 bar m 3 /kg 368.9kJ/kg 408.4kJ/kg 액체분사과정에서각상태별연료의물성값을다음 Table 에정리해보 았다. 조건 온도 압력 비체적 내부에너지 엔탈피 상태1 20 7bar m 3 /kg 56.31kJ/kg 57.53kJ/kg 상태 bar m 3 /kg 51.45kJ/kg 57.53kJ/kg 상태 bar m 3 /kg 368.9kJ/kg 408.4kJ/kg

71 흡기관내의온도변화가체적효율에미치는영향흡기관내부로분사된연료는기화되어흡기관내부의혼합기에일정부피를차지하게된다. 이때흡기관내부에서차지하는연료의부피는연료의온도의함수있다. 이때엔진회전수와연료의온도에따른흡기관에서의연료가차지하는부피는다음Fig. 3-17과같다. 그래프에서확인할수있듯이연료의온도가 20 의차이가발생하여도볼륨의변화는 10% 미만으로적음을알수있다. 따라서기상분사시의 19.3 와액상분사시의 12.6 의상태3에서의약 6 의온도차이는연료가혼합기에서차지하는부피차이에큰영향을미치지않는것을알수있다. 따라서두연료분사시스템의체적효율의차이가미미함을예측할수있다 Volume(%) rpm Fig.3-17 Volume of an intake pipe occupied by injected fuel at temperature and pressure reach equilibrium

72 기상분사연료공급시스템기상분사연료공급시스템의체적효율을엔진회전수 500~3,000rpm, 스로틀개도 WOT와 50% 조건에서측정한결과를연료분사없을때의체적효율과비교하면다음 Fig.3-18과같다. 체적효율은엔진회전수가증가함에따라증가하며이는관성효과로볼수있다. 100 WOT W/O Injection 90 W/ Injection ηv (%) % W/O Injection W/ Injection RPM Fig.3-18 Volumetric efficiency of Gaseous injection

73 액상분사연료공급시스템액상분사연료공급시스템의체적효율을엔진회전수 500~3,000rpm, 스로틀개도 WOT와 50% 조건에서측정한결과를연료분사없을때의체적효율과비교하면다음 Fig. 3-19와같다. 체적효율은엔진회전수가증가함에따라증가하며이는관성효과로볼수있다. 100 WOT W/O Injection 90 W/ Injection ηv (%) % W/O Injection W/ Injection RPM Fig.3-19 Volumetric efficiency of Liquefied injection

74 연료공급시스템의체적효율비교기상분사연료공급시스템과액상분사연료공급시스템의엔진회전수와스로틀개도에따른두연료공급시스템의체적효율을비교하여보면실험오차를감안하였을때전영역에서 1% 미만의차이를보임을알수있다. 이는액상분사연료공급시스템의경우연료분사로인해혼합기의온도저하가나타나나이는체적효율에큰영향을미치지않는다는위의계산결과와일치함을확인할수있다 ηv (%) WOT 50% Gaseous Injection Liquefied Injection Gaseous Injection Liquefied Injection RPM Fig.3-20 Comparison of volumetric efficiency 두시스템의결과를믹서시스템과비교하여보면 Fig 과같다. 믹 서시스템의경우에비하여두시스템이체적효율이높음을확인할수있 다

75 Fig.3-21 Comparison of volumetric efficiency with mixer system 분무형상관측두연료분사시스템의분사방식에따른공기와연료의혼합을확인하기위하여 Fig.3-22와같은가시화창을사용하여분무형상을측정하였다. 가시화창내부의단면적은흡기관과수력직경이같도록제작하였으며, 아크릴로제작된가시화창을통하여내부의유동이측정가능하다. 기상분사시연료와공기의혼합과정은 Fig.3-23에서확인이가능하며, 액상분사시연료와공기의혼합과정은 Fig.3-24에서확인할수있다. 연료분사후속도벡터는 Fig.3-24에서확인이가능하다. 속도벡터에서확인할수있듯이기체분사시연료와공기와의혼합이액상분사시보다강함을알수있다. 이는또한체적효율을측정한결과와같음을알수있다. Window In je cto r Fig Visualization window

76 SOI EOI Fig Consecutive images for gaseous fuel injection SOI (1000rpm, 500fps) EOI Fig Consecutive images for liquefied fuel injection (1000rpm, 500fps)

77 (a-1) Gaseous injection(1000rpm, ASOI 5-6ms) (a-1) Gaseous injection(1000rpm, ASOI 10-11ms) (b-1) Liquefied injection (1000rpm, ASOI 5-6ms) (b) Liquefied injection (1000rpm, ASOI 10-11ms) Fig Comparison of velocity vectors

78 4. 결론 4.1. 체적효율측정장치제작및기체분사연료공급시스템구성연료공급시스템에따른체적효율을측정하기위하여체적효율측정장치를단기통엔진과유량계및압력, 온도센서를이용하여구축하였다. 또한실제조건과유사한실험조건을구축하기위하여냉각수및엔진오일온도조절시스템을같이구축하여과제수행에이용하였다. 기체분사인젝터및고압베이퍼라이져를이용하여기체분사연료공급시스템을구성하였으며, 고압연료펌프및액상인젝터와액상분사연료레일등을이용하여여액상분사연료공급시스템을구축하였다. 이를통하여두시스템의연료분사형상및체적효율의측정을수행하였다 기체분사인젝터의분무형상및분사량측정기존의차량에적용된믹서방식연료공급시스템과달리기체분사연료공급시스템은각흡기관의밸브상단에서밸브뒷면을향해연료를분사하여공기와혼합되며실린더내부로공급되어진다. 따라서연료양의정밀한제어를위해서는인젝터의분사기간에따른분사량의정밀한측정이매우중요하다. 따라서인젝터의분사기간에따른분사량을측정한결과분사기간이증가함에따라선형적으로증가하였으며분사각은 30.8 로액상인젝터에비하여 3배정도넓어공기와의혼합에서유리합을추측할수있었다 기체분사연료공급시스템의체적효율향상방안기체분사연료공급시스템의체적효율을액상분사연료공급시스템과동등한수준으로향상시키기위하여분사압력, 연료분사시기, 흡기관길이, 공기과잉률을변화시키며체적효율에대한영향을실험을통하여확인해보았다. 그결과다음과같은체적효율향상방안을도출하였다

79 변수연료분사압력연료분사시기공기과잉률 최적화방안체적효율에영향없음흡기밸브의상사점에서연료분사종료이론공연비 4.4. 최적흡기관길이도출엔진의흡기과정에서밸브의개폐로인해발생되는압력파의위상을흡기시기와적절히조절함으로써흡기작용을촉진시킬수있다. 이와같은효과를습기관내유체의동적효과 (dynamic effect) 라부른다. 따라서엔진의주요작동회전수에맞추어흡기관의길이를조절하여압력파의위상을조절함에따라체적효율을향상시킬수있다. 최적흡기관의길이선정을위해해석을통하여관계식을도출하였으며이를실험을통하여확인하였다 기체분사연료공급시스템과액상분사연료공급시스템의체적효율 비교 기체분사연료공급시스템의체적효율향상을위하여흡기관의길이및 연료분사시기, 공기과잉률, 연료분사압력을최적화하였으며이를액상분 사연료공급시스템과실험을통해비교해보면목표로하였던액상분사연 료공급시스템의체적효율의 97% 이상의체적효율을달성할수있었다. 스로틀개도 체적효율비교 ( 표준편차 ) 비고 WOT ±1.1% 액상분사대비 98.9% 이상 50% ±2.3% 액상분사대비 97.7% 이상 평균 ±2.0% 액상분사대비 98.0% 이상

80 4.6. 체적효율의열역학적고찰열역학적해석을통하여기체분사연료공급시스템과액상분사연료공급시스템의체적효율에관하여고찰해볼수있었으며이를통해두시스템의체적효율의차이의원인에대하여해석이가능하였다 기체분사연료공급시스템의장점 LPG 기상분사시스템을액상분사시스템과의비교를수행해본결과기체분사연료공급시스템의체적효율성능및가격경쟁력과내구성이우수함을확인하였다. 따라서강화되는배기가스기준에대응하고, 엔진의성능을향상시킬수있는차세대연료공급시스템으로 LPG 기상분사시스템이매우경쟁력이있을것으로보인다

81 참고문헌 [1] 김응서, " 내연기관 ", 문운당, [2] 오영택, 류정인, 하종률, 내연기관공학, 동명사, 2004 [3] L. Li, "Investigation of Cold-Start Based on Cycle-by-Cycle Control Strategy in an EFI LPG Engine," SAE Paper, , [4] C. P. Pan, M. Li and S. F. Hussain, "Fuel Pressure Control for Gaseous Fuel Injection Systems," SAE Paper, , [5] S. Luft, "Analysis of Chosen Parameters of Duel-Fuel CI Engine Fuelled With Propane-Butane Gas as a Main Fuel," SAE Paper, , [6] L. Li, B. Deng, H. Wang, Z. Xiao and Z. W. Jiang, "Development of a Gas-Phase LPG Injection System for a Small SI Engine," SAE Paper, , [7] C. Manzie and H. C. Watson, "Modeling Combustion Variability in LPG-Injecion Engines for Improved Engine Performance At Idle," SAE Paper, , [8] R. Cipollone and C. Villante, "A/F and Liquid-Phase Control in LPG-Injected, Spark-Ignition Ice," SAE Paper, , [9] P. Baker and H. Watson, "MPI Air/Fuel Moxing for Gaseous and Liquid LPG," SAE Paper, ,

82 감사의글 엔진이좋아서엔진을더공부하고싶다는생각만으로학부연구생으로연구실에들어와서벌써 3년의시간이흘러석사과정을마치게되었습니다. 그동안연구실이처음생기고지금처럼많은프로젝트를수행하고있는모습을보며 3년이란시간이참으로도빠르게지나갔구나하는생각이듭니다. 아직은여러부분에서미숙하나연구실에서많은사람들을새로만나인간관계를맺으며새로운사회를경험하게되었습니다. 그동안지도해주시고앞으로도지도해주실이대엽교수님께감사드립니다. 엔지니어의역할이무엇이며엔지니어로서문제를인식하고해결해나가는방법에대하여아직도미숙하지만많이배우고앞으로도더욱배워나가겠습니다. 그리고제가처음으로학부연구생으로지도를받았었고엔지니어가가져야하는폭넓은시야를바탕으로어떠한문제에대한다양한접근방법에대한고민을가져야한다는것을알게해주신채재우교수님께감사드립니다. 또부족한이론적인지식을언제나일깨워주시는이창언교수님께도감사드립니다. 지난석사과정을지내면서많은사람들을만나고많은도움을받았습니다. 지금은졸업하셨지만연구실을잘이끌어주었던범모형과같은연구실은아니었지만제가보면서배울수있었던창하형, 창민이형, 선재형에게감사하단애기를전하고싶습니다. 그리고지금은박사과정으로연구실을잘이끌어주고있는승환이형, 미국에서열심히공부하고있는인철이형과기계공학과소모임 ICC때부터절많이도와주었던착하고성실한용환이와종영이, 조금있으면

83 외국으로나가공부하게될착하고항상열심히하는노력파다혜에게도고맙다는애기를하고싶습니다. 그리고기계연구원에서처음뵙고연구실을이끌어주시면서또형처럼저희를다독거려주시고언제나많이도와주시고방향을잡아주시는최지호팀장님께감사드립니다. 그리고연구실에서만난지는일년밖에되지는않았지만절많이도와주신연구실의분위기메이커세일씨, 언제나듬직하고성실한성호씨, 항상밝고성실한경석씨에게도고맙다는말을전하고싶습니다. 그리고멀리떨어져계시지만항상절믿어주시면서제가열심히 공부할수있도록돌봐주시는저희부모님과형에게가장감사를 드립니다.