[ Article ]

Transactions of the Korean Society of Automotive Engineers - Vol. 30, No. 2, pp.105-113

ISSN: 1225-6382 (Print) 2234-0149 (Online)

Print publication date 01 Feb 2022

Received 09 Sep 2021 Revised 20 Oct 2021 Accepted 25 Oct 2021

DOI: https://doi.org/10.7467/KSAE.2022.30.2.105

직분사가솔린엔진에서의 초고압 연료분사시스템 적용에 따른 연소 및 배기 특성

장지환¹⁾

; 박정환¹⁾^{, 2)}

; 김지석¹⁾

; 유영수²⁾ ; 박성욱³⁾ ; 김형익^*^{, 1)}

1)현대케피코 제품설계2팀
2)한양대학교 융합기계공학과
3)한양대학교 기계공학부

Characteristics of Combustion and Emissions According to Ultra-high Pressure Injection System on Gasoline Direct Injection Engine

Jihwan Jang¹⁾

; Jeonghwan Park¹⁾^{, 2)}

; Jiseok Kim¹⁾

; Youngsoo Yu²⁾ ; Sungwook Park³⁾ ; Hyungik Kim^*^{, 1)}

1)Product Design Team 2, Hyundaikefico, 102 Gosan-ro, Gunpo-si, Gyeonggi 15849, Korea
2)The Department of Mechanical Convergence Engineering, Graduate School of Hanyang University, Seoul 04763, Korea
3)Department of Mechanical Engineering, Hanyang University, Seoul 04763, Korea

Correspondence to: ^*E-mail: HyungIk.Kim@hyundai-kefico.com

Copyright Ⓒ 2022 KSAE / 195-03
This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License(http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium provided the original work is properly cited.

Abstract

In this study, in an attempt to analyze the effect on combustion and the exhaust characteristics of the ultra-high pressure fuel injection system in the gasoline direct injection(GDI) engine, the conventional fuel injection pressure of 350 bar and the 500 bar fuel injection system were compared. To improve the delay of the needle behavior due to the fuel pressure of 500 bar, a non-magnetic ring was inserted so that magnetic force loss would not occur, unlike the low-pass method of a magnetic force transfer of the existing injector. In the process of engine evaluation, indicated mean effective pressure(IMEP) and brake specific fuel consumption(BSFC) results based on load were compared, while combustion speed and loss were calculated by additionally measuring engine combustion pressure. As a result, in terms of combustion speed and loss, the 350 bar system showed better results under the low load condition, but, as the load increased, the 500 bar system showed faster combustion speed and less loss. Lastly, in the case of exhaust gas emission characteristics, when the exhaust results for the 350 bar and 500 bar fuel injection systems were compared, NOx emission showed a higher emission at the 500 bar condition, compared to the 350 bar, as the load condition increased. Conversely, in the case of CO emission, lower emission could be confirmed at 500 bar condition as the load condition increases. This result can be considered as influencing combustion temperature according to the combustion rate. Furthermore, in the results of particle number(PN) emission, high PN reduction was confirmed by the application of an ultra-high pressure injection.

Keywords:

GDI, Ultra-high pressure injection, Non-magnetic ring, Particle number, Fuel atomization, IMEP, BSFC

키워드:

직분사가솔린엔진, 초고압분사, 비자성체, 입자상물질 갯수, 연료 미립화, 도시평균유료압력, 제동연료소모량

1. 서 론

지속적으로 강화되는 배기 및 연비규제에 대응하기 위해 내연기관의 연소기술과 배기저감 기술은 꾸준히 발전해왔다.¹⁾ 특히 가솔린직접분사(GDI, Gasoline Direct Injection) 엔진의 경우, 기존의 포트분사방식(MPI, Multi-point Port Injection) 엔진에서의 낮은 출력과 비효율적인 연료 전달을 개선하기 위해 연소실 내부로 연료를 직접분사하는 방식을 적용함으로써 압축비 증가와 체적 효율 향상으로 인해 엔진 출력 및 효율적인 연료소비를 구현할 수 있었다.^2,3) 하지만 이러한 GDI 엔진의 장점과 더불어 미세입자 배출증가라는 문제가 대두되고 있다. 미세입자 배출의 경우, 연료의 분사방식 차이에서 배출 증가가 발생한다. 직접분사방식의 경우 연료를 실린더 내로 직접분사하기 때문에 연료를 포트내에 분사하여 충분한 혼합기형성 시간을 갖는 포트분사방식에 비해 혼합기 형성과정 시간이 짧으며, 피스톤 및 실린더 외벽에 연료의 Wetting 발생 가능성이 증가한다. 이러한 혼합기형성시간의 부족과 Wall wetting 증가로 인해 불완전연소가 증가하게 되고 이를 통해 미세입자 발생이 증가하는 결과를 초래하게 된다. 이와 같이 GDI 엔진에서 배출되는 미세입자들에 대한 생성원인과 메커니즘 분석에 대한 다양한 연구가 수행되고 있다.^4-6)

GDI 엔진에서의 높은 미세입자 배출의 저감기술로는 크게 연료 분사 고압화와 가솔린 입자상물질 필터(GPF, Gasoline Particulate Filter) 적용 두가지로 나눌 수 있다.

첫번째, 연료 분사 고압화의 경우, 실린더 내로 분사되는 연료를 고압으로 압축시켜 분사함으로써 연료의 미립화를 촉진시키고 흡입공기와의 원활한 혼합기형성을 유도하여 원활한 혼합기형성을 진행시켜 불완전연소를 감소시키는 방식이다. 이는 GDI 엔진 개발 이후 강화되는 규제에 대응하여 꾸준히 개발되어 오는 연구로서, 현재 350 bar 분사압력을 적용하여 배기규제에 대응하고 있지만 향후 강화되는 배기가스 규제에 대응하기 위해서는 보다 높은 고압분사를 통한 연료의 미립화 촉진과 균일한 혼합기형성, 나아가 불완전연소를 더욱 감소시키는 것이 필요하다. 이러한 GDI 엔진의 분사압력 증대에 대한 연구는 꾸준히 연구가 진행되고 있다.^7,8)

두번째, GPF 적용 기술의 경우, 배기가스 후처리 장치의 추가적인 부착을 통한 미세입자 저감 기술로써 추가 엔진제어기술 없이 높은 미세입자 저감을 구현할 수 있다. 하지만 미세입자가 GPF 내에 포집되면서 배기가스가 배출되는 저항이 커지게 되어 배기압력이 증가하여 결과적으로 엔진출력 저하를 유발할 수 있는 단점을 가지고 있다. 더불어 비용적 측면에서 역시 증가할 것으로 판단되기 때문에 GPF의 적용에 대한 어려움이 존재하고 이를 개선하기 위한 연구가 활발히 진행중에 있다.^9,10)

이렇듯, GDI 엔진연구에서는 미세입자 저감의 연구가 필수적으로 진행되어야 하는데, 본 연구에서는, 앞서 언급한 GDI 엔진에서의 PN 저감 기술 중 350바 이상의 초고압분사 적용을 위한 분무 및 엔진 적용에 대한 평가를 실시 하였으며, 연료압력 증대로 인한 니들 거동 반응성의 개선을 위한 비자성체를 추가하여 인젝터 코일에 인가되는 자기력 증가를 실현하였다. 또한 엔진 실린더 내부의 압력을 측정하여 연료분사압력 별 엔진손실결과를 비교하였다. 마지막으로 부하에 따른 엔진성능분석을 진행함으로써, 초고압분사 적용 조건에 대한 고찰을 하고자 한다.

2. 시험 장치 및 조건

2.1 시험 장치

Fig. 1은 본 연구에 사용된 시험 엔진 및 연료분사시스템의 모델링을 나타내었으며, 시험에 활용된 장비는 GDI 엔진 및 엔진동력계 그리고 배기가스 측정 장비 및 PN 측정 장비로 구성되어 있다. 자세한 엔진 제원은 Table 1에 명시하였다.

Fig. 1

Test engine and fuel injection system modeling

Table 1

Test engine specifications

해당 엔진은 350 bar 시스템이 적용된 엔진으로서 이론공연비(λ=1)에서 운전되며, 점화시기는 MBT Timing (CA10:BTDC 6~8 deg)에서 점화된다. 연료분사시스템으로는 인젝터, 연료레일, 고압센서 그리고 연료펌프까지를 칭하며 500 bar 시스템 적용의 경우, 해당 네 부품 모두 초고압으로 설계된 사양으로 대체하여 시험을 진행하였다. 대부분 내압성능이 향상된 사양이지만 인젝터의 경우, 내부 연료 압력에 따른 니들 거동부의 응답성 저하 개선을 위해 비자성체를 자기회로부에 삽입한 사양으로 진행하였으며 그 외의 제품은 동일한 사양으로 시험을 수행하였다. 비자성체의 적용은 아마추어에 전달되는 자기력을 극대화하는 방법으로 기존의 로우패스 방식에서는 캐리어 상단으로 일부의 자기력 손실이 발생하는것을 방지할 수 있는 방법이다. 이를 통해서 초고압시스템에서의 증가한 하중에 대응하고 니들 거동 개선을 이루고자 하였다. 아래의 Fig. 2에 인젝터 사양 비교 계략도를 나타내었다. 비자성체 적용에 대한 효과는 분사율 시험 결과에서 확인할 수 있다.

Fig. 2

Schematic diagram of injectors (left: 350 bar, right: 500 bar)

엔진 이외의 엔진동력계의 경우, 220 kW AC 동력계(AVL DYNOROAD)를 활용하였으며 배기가스 분석 장비는 AVL/AMA I60 R2 장비를 활용하여 NOx(10~10,000 ppm) 및 CO(50~5,000 ppm)를 측정하였다. 미세입자의 측정으로는 미세입자 개수 측정 장비인 APC-489(AVL) 장비를 사용하였으며, PN 측정지점으로는 Engine out 이후 삼원촉매와 머플러 사이 지점에서 PN을 측정하였다. 최종 PN 결과는 장비에 일부 포집한 배기가스 내의 부피당 Particle 개수에서 배기유량 값을 환산하여 공기밀도 등을 계산한 후 각 엔진 시험점에서의 대표 차량 속도를 대입하여 계산하였다.

추가적으로 엔진 연소압력을 측정하기 위하여 스파크 플러그 일체형 압력센서를 활용하여 연소압력을 측정하였으며, 측정된 연소압력을 통해 열발생률 및 IMEP, 누적열발생량(MFB) 그리고 손실 등을 계산하여 비교 분석하였다.

열발생률의 경우, 에너지방정식과 이상 기체 상태방정식을 이용하여 아래와 같이 계산식으로 표현될 수 있다.

d Q d θ = k k - 1 P d V d θ + 1 k - 1 V d P d θ

(1)

P-V 선도의 면적은 1사이클 당 1개의 실린더에서 수행된 일을 나타낸다. 이 면적을 동일한 면적의 직사각형으로 변환하여 IMEP를 계산하였으며, IMEP 계산식을 아래와 같이 표현하였다.

∑ δ W = ∑ P θ ⋅ d V θ d θ = W = P m i ⋅ V h

(2)

또한 앞서 계산된 열발생률을 통해 각도에 따라 적분하여 누적열발생량을 계산하였으며 최종적으로 연소속도를 나타낼 수 있는 CA50, 90을 계산하였다.

마지막으로 P-V 선도를 통한 엔진 연소손실을 압력 결과를 비교하여 도출하였으며, 크랭크 각도에 따른 기간을 나누어 연소시간손실, 냉각손실, 배기손실 등으로 나누어 계산하였다.

2.2 시험 조건

본 연구에서는 인젝터의 거동성 평가와 분무가시화 평가 등의 인젝터 분무 시험과 연소 및 배기 성능 평가를 위해 엔진 평가 시험으로 나누어 진행하였다.

2.2.1 분무 평가

GDI 엔진의 경우, 연료를 실린더의 직접적으로 분사하기 때문에 엔진 평가 전에 우선적으로 인젝터의 분무 평가를 수행해야 하며, 비자성체 적용에 따른 응답성 차이를 확인하기 위하여 분사율 실험 결과를 기반으로 분사의 시작시점에 대한 평가를 분사율을 통해 진행하였다. 분사율 실험은 분사압력 350 bar와 500 bar 조건과 동일 통전 기간 1.5 ms 조건에서의 보쉬 장관법을 이용하여 수행하였다. 또한 가솔린 분무에서의 연료 분무 모사를 위해 점도와 표면장력 물성치가 유사한 N-heptane 연료를 사용하였다.

또한 분무의 거동분석을 위하여 고속카메라를 이용하여 분무도달거리 및 분무각을 측정하였으며 분무가시화 시험의 경우 분사압력 350 bar와 500 bar 조건과 통전기간 1.5 ms 조건에서 실험을 수행하였다. 분무평가에 대한 자세한 조건은 아래의 Table 2에 나타내었다.

Table 2

Spray test conditions

2.2.2 엔진 평가

엔진 평가의 경우, RPM과 Torque 차이에 따른 저부하, 중부하, 고부하 세지점으로 나누어 평가를 진행하였다. 점화시기는 기존 350 bar 시스템의 엔진 맵핑값을 기준으로 CA10 지점을 측정하면서 BTDC 6~8도 지점으로 조절하여 1차적으로 점화시기를 평가한 후에 본 엔진 평가를 수행하였다. 엔진 평가에 대한 자세한 조건은 아래의 Table 3에 나타내었다.

Table 3

Engine operation conditions

3. 시험 결과

3.1 인젝터 분무 결과

3.1.1 니들 거동 평가 (분사율)

분사압력증가에 따른 분사지연발생과 비자성체 적용으로 인한 니들열림 거동 개선효과를 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3

Initial injection behavior of injection rate for test injectors

결과에서 볼 수 있듯이, 분사압력 500 bar 승압 시 350 bar, 500 bar 인젝터 모두 분사지연 현상을 확인할 수 있다. 이는 분사압력이 증가됨에 따라 인젝터 내 니들에 하중되는 힘이 증가하게 되고 이는 분사 초기 니들거동에 영향을 미치게 된다. 특히 350 bar 인젝터의 경우 500 bar 인젝터 보다 더 큰 분사지연을 확인할 수 있는데, 이러한 결과는 비자성체로 인한 코일에서 아마추어로 전달되는 자기력에 대한 손실 개선효과라고 판단된다. Table 4에 분사지연 및 비자성체에 의한 니들개선효과를 수치적으로 나타내었는데, 350 bar에서 500 bar로 승압 시, 각각 0.7, 0.4 %의 분사지연이 발생하게되고, 비자성체에 의한 분사 초기 니들거동 개선효과는 압력에 따라 각각 7.7 %, 8 % 개선 효과가 나타나고 있어, 니들의 응답성 향상에 큰 영향을 미치고 있다고 판단된다.

Table 4

Difference of opening time between 350 and 500 bar system

3.1.2 분무가시화

분무의 미립화 특성을 분석하기 위하여 고속카메라를 이용한 분무가시화 분석을 진행하였으며, Fig. 4에 연료 분무 거동 결과, Fig. 5에 분무도달거리, Fig. 6에 분무각 결과를 나타내었다.

Fig. 4

Result of spray visualization for test injectors and conditions

Fig. 5

Spray penetration for test injectors and conditions

Fig. 6

Spray angle for test injectors and conditions

결과에서 볼 수 있듯이, 연료분사압력 500 bar 조건에서 분무 끝단에서의 액적이 주위 공기유동에 의해 350 bar 보다 좀더 말아올라가는 것이 확인되는데, 이는 연료의 미립화가 활발히 이루어짐에 따라 주위 공기의 유동 영향을 더 크게 받는 것으로 판단되며 또한 분무도달거리 및 분무각의 경우, 분사압력 500 bar 조건에서의 분무도달거리가 증가하고 분무각은 감소하는 결과를 나타내고 있는데, 이는 분사압력이 증가함에 따라 초기 분사 속도 및 액적의 운동량 증가로 인한 분무도달거리가 증가하고 미립화 성능이 증가되지만 Spray cone angle 증가에 따른 Plume 간 간섭이 증가된다. 이러한 Plume 간 간섭은 분무 중심으로의 주변 공기 유입량와 더불어 분무각 감소 결과를 발생시킨다고 판단된다.

이러한 연료의 분무특성은 엔진평가에 결과에 영향을 미칠것으로 판단되며, 특히 본 연구에서 진행한 부하별 엔진평가의 경우 분무 도달거리 및 미립화 특성 등과 엔진 연소 및 배기 특성 결과와의 관계가 있을 것으로 판단된다.

3.2 엔진 성능 및 배기가스 배출특성

본 연구에서는 1.6 T-GDI 엔진을 이용하여 350 bar 및 500 bar 연료분사시스템 적용 평가를 진행하였으며, 저부하, 중부하, 고부하 등 세구간에서의 엔진 성능을 측정하였으며, MBT 조건에서 평가를 진행하였다. 평가 결과로는 부하에 따른 IMEP, BSFC, 연소손실, 배기가스(NOx, THC, CO) 및 미세입자(PN) 등으로 나누어 비교하였다.

3.2.1 IMEP 및 BSFC

Fig. 7에서는 350 bar 및 500 bar 연료분사시스템 적용 엔진에서의 Indicated Mean Effective Pressure(IMEP) 및 Brake Specific Fuel Consumption(BSFC)를 나타내었으며, BSFC 결과의 350 bar 시스템과 500 bar 시스템에서의 차이가 0.5 % 이내로 동등 수준의 결과를 나타내고 있지만 IMEP의 경우 중부하 조건에서 약 1.9 %, 고부하 조건에서 약 1.5 % 향상된 결과를 나타내고 있다. 이는 동일한 연료량을 분하더라도 연소에 있어 500 bar 시스템에서의 좋은 효율을 나타내고 있는 것으로 판단되며 이를 확인하기 위해 연소실 내부의 연소 압력 결과를 바탕으로 연소 성능에 대한 분석을 수행하였다.

Fig. 7

BSFC and IMEP for engine operation conditions

3.2.2 연소 특성

연소 특성 분석의 경우, 엔진 실린더에서 발생하는 연소 압력을 측정하여 각 실험 조건에 따른 압력결과를 측정하고 비교하였다. Fig. 8에서는 부하별 엔진 연소압력 및 열발생률을 분석하였다.

Fig. 8

Combustion pressure and heat release rate for engine operation conditions

저부하 조건에서는 350 bar 시스템의 연소압력과 열발생생률이 500 bar 시스템에 비해 높게 측정되었으며, 연소 속도 또한 빠르게 연소가 진행되는 것을 확인할 수 있다. 이러한 현상은 rpm이 낮은 조건에서는 분사압력과는 무관하게 혼합기를 형성할 수 있는 시간이 충분하여 원활한 혼합기 형성이 가능한 반면 500 bar 시스템의 경우, 분무의 모멘트가 강해져 길어진 분무 도달거리로 인하여 Wall wetting과 같은 불완전연소의 원인이 증가할 우려가 크게 형성된다. 이러한 영향으로 인해 상대적으로 낮은 연소압력과 느린 연소속도를 가지는 것으로 판단된다.

중부하 조건부터는 엔진회전속도가 2,000 rpm이상으로서, 혼합기 형성과 점화시기부터 연소가 끝나는 시간까지의 간격이 짧아지기 때문에 초고압조건인 500 bar 시스템에서의 연소압력과 열발생률이 증가하고 연소 진행 또한 빠르게 진행되는 것을 확인 할 수 있다. 특히 고부하 조건인 2,800 rpm/80 Nm 조건에서는 350 bar 시스템과 500 bar 시스템의 결과가 극명하게 차이가 나는 것을 확인할 수 있다. 이는 연소시간 측면에서 짧아진 혼합기 형성의 시간과 연소시간에서의 초고압분사의 장점이 두드러지게 나타나고 있는 것으로 판단된다. 이러한 결과는 저부하조건 (a)과 고부하조건(c)에서의 열발생률에서도 확인이 가능하다. 저부하조건과 고부하조건에서의 열발생률이 역전되는 현상이 나타나는데, 각 부하에서의 혼합기 형성 시간의 차이에서 발생되었다고 판단된다. 즉, 짧은 혼합기형성기간에서의 초고압분사는 기존 350 bar 시스템 대비 액적의 미립화를 빠르게 형성시킬 수 있어 연료와 공기의 혼합기형성에 유리하기 때문에 불완전 연소가 상대적으로 감소하여 빠르고 높은 열발생률의 결과가 나타난다고 판단된다. Fig. 9에서 누적열발생률(연소속도)를 통해 보다 자세한 분석이 가능하다.

Fig. 9

Accumulate heat release rate and CA50, 90 for engine operation conditions

저부하 조건에서의 연소 속도 결과에서는 350 bar 시스템에서의 연소가 더 빠르게 진행되는 것을 확인 할 수 있는데, 이는 낮은 rpm에서의 분무 미립화는 분사압력과 무관하게 원활히 진행되지만 초고압 분사압력의 경우, 상대적으로 분무 모멘텀이 커지고 분무도달거리가 증가하기 때문에 실린더 외벽에서 발생하는 Wall wetting이 증가하여 연소에 영향을 미치는 것으로 판단된다. 반면에 중부하 조건은 350 bar 시스템과 500 bar 시스템에서의 유사한 연소속도를 확인할 수 있으며, 고부하 조건의 경우 500 bar 시스템에서의 연소속도가 350 bar 시스템의 연소속도보다 빠르게 진행되는 것을 확인할 수 있다. 이는 엔진의 부하 및 회전속도가 높아질수록 초고압분사의 미립화 효과가 크게 나타나는 것으로 판단된다. Table 5에서는 각 조건에서의 CA50과 CA90의 500 bar 시스템에서의 연소 속도와 350 bar 시스템에서의 연소 속도 차이 결과를 나타내었다. 고부하 조건에서의 가장 큰 차이가 발생하는 것을 확인할 수 있다.

Table 5

Difference of combustion speed between 350 and 500 bar system

본 연구에서는 엔진 실린더 내에서 측정한 압력을 통하여 P-V선도 결과를 이상사이클과 함께 비교 하였다. Fig. 10에서 P-V선도 결과를 나타내었으며, 실린더의 위치에 따른 압력차 결과를 통해 손실을 계산하였다. 손실의 경우, 크랭크 각도에 따라 연소 시간손실, 냉각손실, 배기 손실 등으로 나누었으며 이상사이클의 압력 대비 손실을 계산하였다.

Fig. 10

P-V graph of idle cycle and test injection systems for engine operation conditions

결과에서 볼 수 있듯이, 이상사이클과 실제사이클 간의 큰 결과 차이를 확인 할 수 있다. 그 중 가장 큰 비중을 차지하고 있는 손실은 냉각 손실로, 이상사이클의 경우 단열 과정을 가정하기 때문에 실제 연소실에서 발생하는 벽면으로의 열교환 등에 의해 큰 차이를 유발하는 것으로 판단된다. 하지만 냉각손실의 경우, 350 bar 시스템과 500 bar 시스템에서의 차이는 크지 않은 것으로 나타나며 시스템간 가장 큰 차이를 보이는 손실의 경우는 연소 시간 손실이다. 이상사이클에서의 연소는 한순간에 이루어지기 때문에 연소 시간에 대한 손실이 존재하지 않는다. 하지만 실제 내연기관의 경우, 유입된 열량이 다 연소되기까지의 시간이 존재하며 그 시간내에서 발생하는 연소압력 하강 등이 연소 시간 손실이라 할 수 있다. 아래의 저부하 조건부터 고부하 조건까지 모든 조건에서의 연소 시간 손실을 비교해본 결과, 저부하 조건의 시스템간 손실은 약 350 bar 시스템 대비 500 bar 시스템에서의 손실이 증가하였으며 중부조건에서는 동등 수준, 고부하조건에서는 연소 시간 손실이 감소하였다. 이러한 손실의 증감과 함께 엔진의 출력과 연관되어 있는 IMEP(Indicated Mean Effective Pressure) 결과, 500 bar 시스템 적용 시 저부하 조건에서는 감소, 중부하 조건에서는 동등, 고부하 조건에서의 증가의 결과를 나타내고 있다.

이렇듯, 부하에 따른 초고압분사의 적용 검토를 통해 적용 조건에 대한 평가를 진행할 수 있었으며, 실제 높은 rpm 조건에서의 분사량이 커질수록 초고압분사의 미립화 성능 개선의 장점을 극대화 할 수 있으며, 짧은 연소시간에서의 빠른 연소를 유발할 수 있는 것으로 판단된다. 결과적으로 초고압분사의 경우 운전조건에 따른 선택적 운영이 필수적이며 특히 고부하 조건에서의 연소 성능 개선이 확인되었다.

3.2.3 배기 특성

마지막으로 배기가스인 NOx, CO 그리고 PN의 배출 결과를 Figs. 11~13에서 나타내었으며, Table 6에서 배출물의 결과를 정리하였다.

Fig. 11

NOx emissions for engine operation conditions

Fig. 12

CO emissions for engine operation conditions

Fig. 13

PN emissions for engine operation conditions

Table 6

Result of gas and particle emissions for engine operation conditions

NOx 배출 결과, 저부하 조건의 결과와 중부하 및 고부하 조건에서의 배출 결과가 반대로 나타나는데 이러한 배출 결과는 NOx 배출은 연소 온도와의 밀접한 관계를 가지는데, 연소 온도가 높을수록 질소(N₂)의 산화를 촉진시켜 NOx 생성을 유발하게 된다. 연소 온도의 경우 연소가 활발히 이루어지는 조건에서 더 높은 온도를 형성하게 되는데, 저부하 조건에서는 350 bar 시스템 적용 조건이 앞선 연소성능 측면을 확인하였을 때 더 높은 연소온도를 형성할 것으로 판단되고 중부하 이후 조건에서는 500 bar 시스템에서의 연소성능이 향상되기 때문에 NOx 배출이 증가하는 것으로 판단된다. 특히 고부하 조건에서 NOx 배출 결과 차이가 가장 크게 나타나고 있다.

CO 배출 결과의 경우, NOx 배출결과와는 반대의 결과를 나타내고 있다. 이는 앞서 언급한 연소성능과 연관된 결과로서, 연소성능이 우수한 조건에서의 불완전연소의 발생이 감소하기 때문에 NOx 배출결과와 반대의 결과가 도출되는 것으로 판단된다.

미세입자인 PN 배출 결과의 경우, Fig. 13에서 볼 수 있듯이 초고압분사 즉, 500 bar 시스템 적용의 장점이 가장 극대화 되어 나타난 결과라고 할 수 있다. 미세입자의 경우 불완전 연소가 가장 많이 발생하는 고부하 조건에서 많은 배출이 이루어지는데, 500 bar 시스템 적용 엔진에서 배출된 PN은 350 bar 시스템 대비 약 90 % 저감을 확인 할 수 있다. 연료분사압력의 고압화가 진행될수록 분사된 액적으로 미립화가 촉진되어 실린더 내의 주위 공기와의 혼합기형성이 유리하며 이러한 결과로 인해 불완전연소 발생이 저감하게 되어 PN 저감의 결과를 유발하게 되는 것으로 판단된다.

4. 결 론

강화되는 배기규제에 대응하기 위해 GDI 엔진의 PN 저감 연구는 현재 필수적인 항목이다. 지금까지 GDI 엔진의 개발된 분사압력으로는 규제 대응에 한계가 있으며, 다른 대안인 GPF 부착 방안의 경우, 아직까지 많은 검토와 검증이 필요한 단계이기 때문에 500 bar급 연료분사시스템에 대한 연구 진행이 필요하며 PN 저감 대응과 더불어 엔진 내의 연소 성능에 대한 연구가 지속적으로 필요한 시점이다. 본 연구에서는 500 bar 연료분사시스템의 PN 저감 성능뿐 만 아니라 엔진의 연비와 성능과 연관되는 연소 성능을 분석함으로써 향후 초고압분사 적용 검토에 대한 연구를 수행하였다.

1) 500 bar 시스템 적용 시, 인젝터 구동부에 인가되는 외력(연료압력)이 증가하게 되며 인젝터 초기 응답성의 영향을 미치게 된다. 그렇기 때문에 500 bar 시스템 인젝터 내부의 비자성체를 적용함으로써 자기력 개선 효과를 유도하였으며, 분사율 실험을 통해 350 bar, 500 bar 연료압력에서의 각각 7.7 %, 8 % 응답성 향상 결과를 확인하였다.
2) 부하에 따른 500 bar 시스템 적용 연소 성능 결과, 저부하 영역에서는 기존 대비 안좋은 연소 성능을 나타내지만 고부하 영역에서는 350 bar 시스템 대비 연소가 빠르게 진행됨이 확인되며, 이에 따른 연소 손실 역시 저감되는 것이 확인되었다.
3) 배기가스 배출 결과의 경우, 압력에 따른 NOx과 CO 배출 결과는 Trade off 관계의 결과가 나타났다. 500 bar 시스템 적용 시, 저부하조건에서는 NOx가 감소하고 CO는 증가하였으며 고부하 조건에서는 NOx의 증가와 CO의 감소를 확인할 수 있었다.
4) 마지막으로 PN 배출 결과의 경우, 저부하 조건에서는 극히 적은 배출량이 확인되며 중부하 조건 이후 높은 PN 배출이 확인된다. 특히 고부하 조건에서의 500 bar 시스템 적용에 따른 PN 저감률은 약 90 %의 결과를 확인하였다.

Nomenclature


GDI :	gasoline direct injection
MPI :	multi point port injection
GPF :	gasoline particulate filter
BSFC :	brake specific fuel consumption
IMEP :	indicated mean effective pressure
PN :	particle number

References

Commission Regulation (EU) No 459/2012, Official Journal of the European Union, 2012.
A. C. Alkiad and S. H. EI Tray, “Contributors to the Fuel Economy Advantage of DISI Engines Over PFI engines,” SAE 2003-01-3101, 2003. [https://doi.org/10.4271/2003-01-3101]
C. Park, S. Kim, H. Kim, Oh and C. Bae, “The Effect of Multi-ignition Strategy on the Combustion and Emission Characteristics in a Ultra Lean Burn GDI Engine,” Transactions of KSAE, Vol.20, No.3, pp.106-112, 2012. [https://doi.org/10.7467/KSAE.2012.20.3.106]
T. Kim and J. Jeon, “Spatiotemporal Flame Luminosity and Solid Particle Charatersitics in a Gasoline Direct Injection Engine,” Transactions of KSAE, Vol.29, No.2, pp.133-139, 2021. [https://doi.org/10.7467/KSAE.2021.29.2.133]
J. Jeon, N. Bock, D. Kittelson and W. Northrop, “Correlation of Nanoparticle Size Distribution Features to Spatiotemporal Flame Luminosity in Gasoline Direct Engines,” Interational Journal of Engine Research, Vol.21, No.7, pp.1107-1117, 2020. [https://doi.org/10.1177/1468087418798468]
N. Bock, J. Jeon, D. Kittelson and W. Northrop, “Effects of Fuel Properties on Particle Number and Particle Mass Emissions from Lean and Stoichiometric Gasoline Direct Engines Operation,” SAE 2019-01-1183, 2019. [https://doi.org/10.4271/2019-01-1183]
J. Peer, F. Backes, H. Sauerland and M. Hartl, “Development of a High Turbulence, Low Particle Number, High InjectionPressure Gasoline Direct Injection Combustion System,” SAE International Journal of Engines, Vol.9, No.4, 2016. [https://doi.org/10.4271/2016-01-9046]
G. Hoffmann, B. Befrui, A. Berndorfer and W. Piock, “Fuel System Pressure Increase for Enhanced Performance of GDi Multi-Hole Injection Systems,” SAE International Journal of Engines, Vol.7, No.1, pp.519-527, 2014. [https://doi.org/10.4271/2014-01-1209]
J. Jang, J. Lee, Y. Choi and S. Park, “Reduction of Particle Emissions from Gasoline Vehicles with Direct Fuel Injection Systems using a Gasoline Particulate Filter,” Science of the Total Environment, Vol.644, pp.1418-1428, 2018. [https://doi.org/10.1016/j.scitotenv.2018.06.362]
J. Ko, W. Chung, C. L. Myung and S. Park, “The Effect of Catalytic Stripper(CS) and Metal-foam Gasoline Particulate Filter(GPF) on Particle Number(PN) Emissions from a GDI Vehicle over Real Driving Condition,” KASE Fall Conference Proceedings, pp.288-289, 2017.

Engine type	4-cylinder T-GDI
Displacement	1,598 cm³
Bore×Stroke	75.6 × 89.02 mm
Connecting road	145 mm
Compression ratio	10.5
Maximum power	132 kW / 5,500 rpm
Maximum torque	27.3 kg⋅m / 4,500 rpm
Firing order	1-3-4-2

	Injection rate	Spray visualization
Fuel	N-heptane
Density (kg/m³)	684 (Gasoline : 720)
Viscosity (10^-6 Pa⋅s)	376 (Gasoline : 380)
Surface tension (N/m)	0.02 (Gasoline : 0.025)
Fuel temperature	Room temperature
Injection pressure	350, 500 bar
Injection time	1.5 ms
Atmospheric pressure	5 bar	1 bar

	Low	Middle	High
Fuel	Gasoline
Injection pressure	350, 500 bar
Ignition timing	MBT (CA10 = BTDC 6~8 deg.)
Injection timing (deg.)	BTDC 310	BTDC 314	BTDC 315
RPM	1,600	2,000	2,400
Torque	30 Nm	60 Nm	80 Nm

Needle opening time (ms)	Injection pressure		Injection delay @ 500 bar
Needle opening time (ms)	350 bar	500 bar	Injection delay @ 500 bar
350 bar injector	1.365 ms	1.375 ms	0.73 % delay
500 bar injector	1.26 ms	1.265 ms	0.4 % delay
Non-magnetic ring effect	7.7 % improve	8 % improve

	Difference of MFB		Status at 500 bar
	CA50	CA90	Status at 500 bar
Low load	-3.5°	-5.0°	Slower
Middle load	1°	0°	Same
High load	5.5°	10°	Faster

	NOx (ppm)		CO (ppm)		PN (ㆍ10⁸, #/km)
	350 bar	500 bar	350 bar	500 bar	350 bar	500 bar
Low load	301	280	4,173	5,048	7.2	13
Middle load	307	326	3,168	3,395	300	33
High load	178	268	3,218	2,757	2,100	290