전자식 CNG 레귤레이터의 특성에 관한 실험적 연구

2.1 실험 장치 구성

본 연구는 전자식 레귤레이터의 냉각수 온도, 공급압력 변화에 따른 비례제어 특성 및 기본 적인 성능 분석 실험을 진행하였다. 이 실험에서 두 개 샘플의 전자식 레귤레이터를 이용하였으며, 자세한 제원은 Table 1에 나타내었다. Fig. 1은 CNG 레귤레이터 압력특성 평가하기 위한 Test Bench 실험장치의 계략도이며, 전자식 레귤레이터의 냉각수 입·출구에 온도센서를 장착하였으며, 솔레노이드밸브 제어는 M사의 제어기를 통해 주파수 및 듀티를 제어 하였으며, 레일 전단에 유량계를 설치하여 레귤레이터 유량을 측정하였으며, 레일에 압력센서를 장착하여 목표레일압력으로 선정하여 실험을 진행하였다. 2차 감압에 사용된 솔레노이드의 특성을 파악하기 위해 공급전압에 따른 스트로크 및 비례제어에 따른 평균 스트로크를 측정하였다.

Table 1

Specifications of experiment regulator

Fig. 1

Experiment schematic diagram

2.2 실험 방법

기존 CNG 기계식 레귤레이터의 평가방법 중 드롭테스트(Drop test)는 입구 압력을 고정하고 유량을 변화시키면서 CNG 레귤레이터의 출구 압력 변화를 측정한다. 하지만 전자식 레귤레이터의 경우 출구 압력 변화에 따라 PWM 제어를 통해 압력을 유지하도록 설계 되어있다. 따라서 본 실험에서는 두 개의 전자식 레귤레이터의 성능을 비교 평가하여 기초적인 설계인자를 파악하기 위하여 CNG 전자식 레귤레이터의 압력제어 능력과 2차 감암 쪽 솔레노이드 특성을 파악하였다.

본 실험은 전자식 레귤레이터의 기본적인 성능을 파악하기 위해 전자식 레귤레이터의 입구 압력별 2차 감압 측 솔레노이드 밸브 주파수에 따른 유량 측정 및 레귤레이터에 공급되는 냉각수온도 별 유량 측정, 2차 감압 측 솔레노이드 밸브의 구동전류에 따른 레일압력 측정하였다.

Table 2에는 입구압력을 변경하면서 2차 감압 측 솔레노이드 밸브를 제어하여 출구 압력별로 유량을 측정하였다. 레귤레이터에 공급되는 압력이 변화함에 따라서, 1차 감압 측에서 동일한 설정 압력으로 감압되어야하며, 유량 변동을 측정하여 작동성능을 평가하기 위한 실험방법이다.

Table 2

Experiment 1

Table 3에는 레귤레이터의 냉각수 출구온도를 기준으로 30 °C, 50 °C, 70 °C로 냉각수 온도 변화에 따라 유량측정을 위한 시험 조건을 나타내었다. 레귤레이터에 공급되는 냉각수 온도는 연료의 온도에 영향을 주며, CNG 연료온도가 -30 °C에서 밀도는 약 0.8 g/l에서 연료온도가 약 50 °C로 증가되면 밀도는 약 0.6 g/l로 감소된다. 이에 연료레일의 체적 또는 연료분사량 보정계수를 산출하는 중요한 요소가 된다.

Table 3

Experiment 2

3.1 전자식 레귤레이터 솔레노이드 공급전압 변화에 따른 스트로크 측정

2종의 전자식 레귤레이터의 2차 감압 쪽 솔레노이드의 공급전압에 따른 스트로크를 측정하였다. A sample의 솔레노이드밸브는 공급전압에 따라 일정한 스트로크를 유지하는 것으로 측정되었으며, B sample의 솔레노이드밸브의 경우 공급전압이 증가됨에 따라 스트로크가 커지는 것으로 나타났다. 공급전압에 따른 솔레노이드의 측정된 스트로크 결과는 Fig. 3에 나타내었다. 저전압일 때 스트로크가 적어도 ECU에서 작동주기를 늘려 유량을 만족할 수 있을 것으로 판단되며, 추가적인 실험이 필요하다. A sample과 B sample의 스트로크 길이가 차이나는 이유는 코일의 턴 수 및 저항에 따른 흡입력차이로 판단된다. Table 4에 2차 감압 솔레노이드밸브에 대한 제원을 상세히 나타내었다.

Fig. 3

Stroke results of CNG solenoid valve

Table 4

Specifications of 2-stage solenoid valve

2차 감압 측 솔레노이드에서 전압별로 스트로크 차이를 보이게 되는데 이는 Sample별 흡인력의 차이로 보이게 된다. 코일에 전류를 인가하게 되면 플레밍 오른손 법칙에 의하여 자속이 발생(수직방향) 되게 되며 자속과 전류는 인덕턴스(비례상수)에 의해 비례되어지는 관계가 된다. 이로써 흡인력(플런저가 압력 마찰계수, 중량을 이기고 들어 올리는 힘)은 식 (3)과 같이 인덕턴스와 전류 제곱에 비례 하며 식 (1)과 같이 인덕턴스 L는 단위 전류당 발생되는 자속량으로 코일 권수 제곱에 비례하고 자기저항에 반비례한다. 이는 각 부품의 자기저항은 식 (2)와 같이 매질의 투자율과 길이/단면적에 의하여 결정되며 소비전류는 스트로크와 저항에 의하여 각 샘플이 차이가 남을 볼 수 있다. 그러므로 전압에 의한 흡인력의 차이는 A sample이 상대적으로 우수함을 볼 수가 있다.

where L : inductance
　　　N : number of turns
　　　R_m : magnetic reluctance

where l : stroke
　　　μ₀ : space permeability
　　　μ_r : permeability
　　　A : area

where w : stored energy of inductance
　　　F : magnetic force
　　　i: current
　　　x: stroke

3.2 전자식 레귤레이터 솔레노이드 스트로크 변화에 따른 흡인력

공급전압이 14 V일 때 전자식 레귤레이터 2차 감압 측 솔레노이드의 스트로크 변화에 따른 흡인력을 Fig. 4에 나타내었다. B sample의 경우 흡인력이 스트로크가 증가할수록 거의 일정한 흡인력을 유지한다. 약 7.5 %의 변위에 따른 흡인력 오차를 가진다. A sample의 경우 흡인력이 스트로크에 따라 증가･감소폭이 크며, 스트로크가 증가 할수록 흡인력은 감소한다. A sample이 B sample 대비 흡인력이 높으며, 코일의 턴 수 또한 약 76 턴 더 많이 감겨져 있으며, 작동전류도 약 0.4 A 정도 높다. Fig. 5에는 비례 솔레노이드 엑츄에이터의 스테이터 코어와 플런저의 형상을 나타내고 있다. B sample의 경우 스테이터 코어의 제어각 끝이 뾰족하여 초기 흡인력이 작은 형상을 하고 있으며, 스트로크가 증가하면서 발생하는 흡인력의 변화는 작아져 일정한 흡인력을 유지하기 위한 형상을 채용하고 있다. 반면 A sample의 경우 제어각 형상이 현재 많이 적용되고 있는 형상에서 조금 변형되었다. 이는 테이퍼 길이를 통해 자속이 계속 증가하게 되어 전체적으로 흡인력이 증가하게 된다.¹⁰⁾ 제어각의 테이퍼 길이, 제어각의 두께, 제어각의 길이 변수에 관한 최적화 연구가 필요하다.

Fig. 4

Attractive force results of 2-stage solenoid valve

Fig. 5

Proportional solenoid actuator

Fig. 6에 Sample 별 솔레노이드 밸브 형상을 나타내었다. 비슷한 구조를 가지고 있으며, 형상에 따라 조립 및 제원이 상이하다. Fig. 6에서 A sample의 경우 출구 홀이 4개로 하여 유량을 확보하였으며, 출구압력을 B sample보다 0.2 MPa 높게 작동되게 설정하였다. B sample의 경우 출구 홀을 1개이며, 면적은 A sample보다 B sample이 약 63 % 작다. 앞서 언급한데로 입구 단면적의 경우 B sample이 A sample 대비 20 % 넓다. 레귤레이터의 출구 압력 오차를 저감하기 위해서는 구조적으로는 2차 감압 솔레노이드 플런저의 면적 Ap 가 적어야 한다. Table 4에 플런저의 면적이 A sample이 더 작아서 압력 힘과 부하부 스프링 하중의 차이를 크게 함으로서 밸브 개도를 증가시킬 수 있다. 다른 방법은 B sample처럼 스프링 계수가 적어야 한다. 공급되는 압력에 밸브 제어 스트로크가 보다 크게 움직일 수 있도록 하여 유량이 즉시 공급되어 확보가 가능하다.

Fig. 6

2-stage solenoid valve diagram

3.3 전자식 레귤레이터 공급압력 변화에 따른 유량 영향

Fig. 7, Fig. 8은 레귤레이터 공급압력에 따른 유량변화 결과이다. A sample 레귤레이터의 경우 공급압력에 따라 유량의 변화가 없지만 B sample 레귤레이터의 경우 공급 압력이 증가 할수록 유량이 증가하는 것으로 나타났다. 이때의 레귤레이터의 제어 주파수는 1000 Hz 일 때 레일의 압력 및 공급압력에 따라 레귤레이터의 출구 유량을 측정하였다. 출구유량의 편차는 1차 감압 후 빠져나가는 유량이 2차 감압에 영향을 주는 것으로 판단된다. 1차 감압의 스프링의 하중은 감압하고자 하는 압력에 맞게 하중이 정해진다. 여기서 설정 기준이 되는 공급압력이 25 MPa로 가정하면, 1차 감압 후 2 MPa로 압력을 감압하게 되어있다. 빠져 나온 후 2차 감압으로 가는 유로형상의 차이 또는 스프링의 민감도에 따라 공급압력에 따른 유량 편차가 발생한 것으로 판단된다. 2차 감압하기 때문에 1차 감압에서 변화가 있더라도 2차에서 일정하게 제어해주어야 하나 B sample의 경우 일정하게 유량을 제어하지 못했다. 따라서 전자식 레귤레이터의 경우 2차 감압측 솔레노이드 밸브의 성능차이가 큰 것으로 나타났다. 출구 압력오차를 작게 하기 위해 스프링 계수는 낮추고 입구 단면적을 키워서 나타난 결과로 추정된다. 향후 1차 감압 후 2차 감압 전에 압력을 측정하여 확인할 필요가 있으며, 인젝터, 연료레일 등 연료시스템 계 장치에서의 압력측정이 필요하다.

Fig. 7

Quantity for various inlet pressure at A sample regulator (frequency 1000 Hz)

Fig. 8

Quantity for various inlet pressure at B sample regulator (frequency 1000 Hz)

2차 감압 솔레노이드의 스프링 하중은 Fig. 9와 같이 B sample이 적으며, Table 2와 같이 플런저의 단면적 및 무게가 크다. B sample의 경우 스프링 하중의 변화를 적게 가지고 가면서 스트로크에 따른 흡인력을 유지시키는 설계를 하였다. 2차 감압 솔레노이드 밸브의 경우 공급압력이 2 MPa로 정해져 있으며, A sample은 초기 흡입력은 약 8.8 N으로 B sample의 흡입압력은 약 16 N보다 낮다. 전자식 레귤레이터의 경우 피드백 제어방식의 레귤레이터에 속한다. 피드백 제어방식 레귤레이터란 2차 측 출구 압력을 측정하고, 이를 바탕으로 피드백 하여 레귤레이터의 솔레노이드 밸브를 제어하여 압력을 조절한다.

Fig. 9

Spring force results of 2-stage solenoid valve

Fig. 10은 솔레노이드 밸브의 작동 전류를 측정한 결과이다. 레일압력을 0.4 MPa에서 1 MPa까지 변경하였다. A sample은 약 0.11 A 증가하였으며, B sample은 0.31 A 증가하였다. 즉 A sample은 제어 범위가 좁은 레귤레이터이며, B sample은 상대적으로 제어 범위가 넓은 레귤레이터가 된다. 위에서 설명한대로 스프링 계수가 적으면, 민감도는 커지고, 따라서 제어 범위 또한 좁게 된다. 따라서 레귤레이터 성능 측면에서는 제어 범위가 좁은 것이 유리하며,¹²⁾ 제어기 켈리브레이션 측면에서는 추가적인 실험이 필요하다.

Fig. 10

Current results of CNG solenoid valve

3.4 냉각수 공급온도 변화에 따른 유량 영향

CNG 자동차용 전자식 레귤레이터는 탱크에서 공급되는 압력을 강하하여 엔진에 공급하게 된다. 이때 압력이 낮아지면서 CNG 연료는 팽창하게 되는데 팽창하면서 분자 간 평균 거리가 멀어지고 이 과정에서 외부의 일이 없고 열전달이 없으면, 위치에너지 증가에 의해 운동에너지가 감소하여 기체의 온도가 감소하게 된다. 감압하는 압력차가 클수록 기체의 온도는 더 낮아지며, 따라서 레귤레이터의 아이싱현상이 발생하여, 레귤레이터의 오작동을 유발한다. Fig. 11과 Fig. 12는 각 샘플별 냉각수 공급 온도에 따른 유량을 측정한 결과이다. 레귤레이터에 공급되는 냉각수 온도가 증가함에 따라 A sample과 B sample 모두 레귤레이터 출구 유량이 감소되는 경향을 나타내었다. 이는 레귤레이터에 공급되는 냉각수온도가 증가함에 따라 가스의 온도를 증가시켜 밀도가 감소하여 유량이 감소되었다. 전자식 레귤레이터에 공급되는 냉각수 온도 30 °C를 기준 유량으로 선정 시 A sample은 약 16 % ~ 약 32 %로 유량이 부족하였으며, B sample은 약 11 % ~ 약 21 % 유량이 부족하였다. A sample과 B sample의 유량차이는 냉각수 용량 및 면적의 차이로 예상된다. Table 5에 두 개의 샘플의 냉각수 공급용량 및 단면적을 나타내었다. 상대적으로 B sample이 레귤레이터의 냉각수 용량과 단면적이 작아서 레귤레이터를 통과한 기체에 열전달이 작아서 유량편차가 상대적으로 작은 것으로 판단된다. 따라서 레귤레이터의 냉각수 용량 및 단면적에 따라 연료온도가 달라지는 것으로 판단되며, 중요설계인자로서 향후 냉각수 공급 온도에 따른 레귤레이터 출구의 기체 온도 및 냉각수 공급 유량을 측정하여 레귤레이터의 냉각수 설계에 반영해야한다. 기존 CNG 연료를 사용하는 자동차에서는 인젝터에 공급되는 가스의 압력 및 온도에 따라 분사량 보정이 이루어진다. CNG 연료는 온도가 증가함에 따라 밀도가 감소하기 때문에 냉각수온도 또는 연료의 온도를 측정하여 차량에서는 인젝터 분사기간 보정을 통해 엔진 요구유량을 만족하고 있다.^11,13) 전자식 레귤레이터를 적용할 경우 연료온도 상승에 따른 레일압력 보정이 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 11

Quantity for various coolant temperature at A sample regulator

Fig. 12

Quantity for various coolant temperature at B sample regulator

Table 5

Specifications of coolant capacity