T-GDI 엔진용 고효율 실린더헤드 일체형 오일분리기 개발을 위한 실험 및 수치적 연구

2.1 해석모델

본 수치해석의 오일 분리기는 실린더헤드 일체형이며 Fig. 1에 실린더 헤드와 오일분리기의 3차원 격자를 중첩하여 나타내었다.

Fig. 1

Computational grid system overlaid with CAD model of cylinder head cover

그림에서 나타내었듯이, 피스톤링과 라이너 갭으로부터 토출된 불로우바이 가스는 크랭크케이스를 거쳐 실린더 헤드커버 오일분리기로 유입되며 분리되지 못한 오일입자는 흡기관으로 유입된다.

본 해석에서 고려된 해석모델들은 Fig. 2에 나타내었듯이 3가지이다. 그림은 오일 분리기들의 중앙 단면을 보여주고 있는데, Case 1은 유증기를 직경 5 mm의 10개의 작은 구멍을 통과시켜 가속시킨 후 평판으로 구성된 임펙터에 충돌시켜 입자의 관성을 이용하여 포집하는 멀티 임펙터형 분리기이다. Case 2는 Case 1의 형상에 한 개의 격벽을 상류에 설치하여 임펙터형 분리기에 미로형 분리기 효과를 기대하였다. Case 3은 전체 분리기 내부가 빈 공간인 체적형 오일 분리기이다.

Fig. 2

Computational models for CFD analysis

각 모델의 총 계산격자는 Case 1,2,3 각각 1,034,123개, 1,041,596개, 53,571개로 구성되어 있으며 평균 계산 셀의 크기는 1.5 mm이며 경계층은 2개로 설정하였다. 또한 계산의 정확도를 높이기 위하여 총 계산격자의 92 ~ 95 %는 육면체로 구성하였다.

2.2 해석모델 및 경계조건

본 해석은 오일입자의 증발을 고려한 3차원 압축성 이상 난류유동으로 고려하였다. 기체상유동을 모사하기 위하여 K-zeta-f 난류모델¹⁰⁾을 사용하였으며 이상 기체방정식을 사용하여 유체의 압축성을 계산하였다. 대류항 차분법은 운동량방정식과 에너지 방정식 그리고 난류방정식에서는 2차 정도를 지니는 MINMOD Relax¹⁰⁾를 사용하였으며 연속방정식은 중앙차분법을 사용하였다. 속도장과 압력장의 연계는 정상상태에서는 SIMPLE을, 비정상상태에서는 PISO 알고리즘을 사용하였다. 계산은 먼저 입자거동을 고려하지 않은 유체유동만을 계산하여 얻은 수렴된 계산결과를 입자거동을 고려한 비정상상태 계산의 초기조건으로 사용하여 해의 수렴성을 높였다. 정상상태 계산에서 유입조건은 5,500 rpm, WOT에서의 유입조건인 50 L/min의 유량과 120 °C의 온도로 설정하였고 출구는 대기압으로 설정하였으며 벽면은 120 °C의 등온조건을 사용하였다. 오일 입자의 거동을 모사하기 위하여 입구에 입자분사기간은 0.5초이며 총 비정상상태 계산시간은 10 ms의 시간증분을 사용하였고, 총 계산시간은 2초로 설정하였다. 각 입자별 유입질량은 3 g/h이며 오일입자의 물성치는 5W20의 윤활유를 사용하였으며 입자의분열은 TAB모델을 사용하였고 고려된 입자의 크기는 0.3 ~ 7 μm이다. 난류 유동특성이 입자거동에 미치는 영향을 모사하기 위하여 Gosman/Ioannides, O’Rouke 모델¹⁰⁾을 사용하였다. 입자의 벽면거동을 예측하기 위하여 Kuhnke¹¹⁾모델을 사용하였으며 이 모델은 입자와 벽면과의 반동(Rebound), 열적분열, 흡착, 흩어짐(Splash)의 거동을 입자의 속도, 표면장력, 포화온도, 밀도, 점도 그리고 벽면의 온도에 따라 예측할 수 있는 모델이다. 입자와 증기와의 열 및 물질전달은 Nu과 Sh수를 기존 실험식¹⁰⁾으로부터 구하여 계산하였다. 각 모델의 케이스 당 계산시간은 Intel^® Xenon CPU E5-1620 @3.6GHz 컴퓨터에 8코어를 사용하여 평균 5시간이 소요되었다.

3.1 실험장치

본 연구에서 실험 대상 엔진을 다이나모에 설치하였으며 1 m 길이, 98 mm 직경의 희석관을 엔진 위에 수평으로 설치하였다. 블로우바이가스의 샘플링은 헤드커버 입구와 출구에서 수행하였다. 희석관의 설치목적은 응축을 방지하고 샘플링된 가스 안의 입자농도를 측정 가능한 범위 안으로 유지해 주는 역할을 한다. Photo. 1에 전체 실험 및 측정장비와 오일 입자분석기 세트(Topas GmbH)를 나타내었다. 펌프가 주변으로부터 유입된 공기를 HEPA 필터를 통하여 1번 스위칭 유닛으로 들어와 100:1의 비율로 블로우바이 가스와 섞이며 2,3번 장치에서 운전조건 별로 달라지는 샘프링 블로우바이 가스량에 맞춰 희석공기량을 조절하여 항상 동일한 희석율을 유지한다. 희석된 블로우바이가스는 4번의 레이저 입자분석기에서 입자크기별 개수를 측정한다. 측정은 엔진의 온도가 균일해질 때 수행하였으며 샘플링 시간은 82초이다.

Photo. 1

Photograph of aerosol sampling apparatus installed in an engine cell

Fig. 3에 본 연구에 사용된 엔진의 흡기계 및 CCV의 흐름도를 간략히 도식화하였으며 샘플링위치를 나타내었다.

Fig. 3

Schematic diagram of CCV flows and sampling positions

3.2 실험 대상 오일 분리기

본 실험에서는 Table 2에 나타낸 것과 같이 4가지의 오일분리기에 대해서 연구를 수행하였다. Case 1과 Case 2는 Fig. 2에서와 동일한 공간이 비워져있는 체적형 오일분리기와 직경 5 mm의 15개의 구멍을 2열 횡대로 가지고 있는 멀티 임펙터를 장착한 오일분리기이다. Case 3은 직경 4.0 mm의 구멍 10개를 일열횡대로 갖추고 있는 임펙터이다. 여기에 미세입자의 분리효율을 높이기 위하여 임펙터 안에 섬유질의 오일 분리 흡수막인 플리스(Fleece)를 삽입하였다. Case 4는 직경 3.5 mm의 10개의 구멍을 일열 횡대로 가지고 있는 임펙터 안에 상부에만 플리스를 삽입하였다. Case 3,4에 사용된 플리스의 물성치 및 기계적 성질을 Table 3에 나타내었다. 두 가지 플리스 모두 PET재질을 사용하였으며 Case 4에 사용된 플리스는 구조 및 밀도가 다른 2가지 플리스를 화학적으로 접착시켜 사용하였다.

Table 2

Test oil separators

Table 3

Two types of fleece for Case 3 & Case 4

4.1 수치해석

본 연구에서는 CFD 해석으로 수행한 3가지의 오일분리기에 대한 분리성능 및 유동 및 입자거동 특성을 분석하였다.

Fig. 4에는 Case 1,2의 케이스별 유증기의 유선 및 속도벡터를 나타내었다.

Fig. 4

Plots of velocity field and particle streaklines

Case 1의 경우, 유증기는 임펙터 부근에서 유동저항으로 인하여 감속하며 임펙터 홀을 통과하며 급가속되어 제트류가 되어 임펙터 뒷면에 강하게 부딪힌다. 이러한 유동패턴은 유증기 중 오일입자가관성으로 인하여 뒷면에 충돌하여 벽면에 유막을 형성하여 아래로 흘러내리며 제거되는 효과가 있다. 뒷면에 충돌한 유증기는 아래로 향하며 아래쪽 좁은 공간을 통해 가속되어 하류에 있는 챔버로 향하게 된다. 챔버내에서의 유속은 감속되다가 상부의 루버 휜(Louver fin) 출구로 다시 가속되어 천정에 강하게 부딪히는 유동형태를 띈다. 이러한 가감속 유동에서 질량이 무거운 오일 입자들은 벽면에 충돌하여 아래쪽 배출구로 유막을 형성하며 드레인을 통과하여 아래로 흐르며 결국 크랭크케이스로 다시 재순환된다. Case 2의 경우는 보다 질량이 작은 입자의 분리효율을 높이기 위하여 임펙터 상류에 격벽을 설치하였으며 이는 Fig. 4(c)에서 볼 수 있듯이 임펙터 상류에 넓은 재순환영역을 발생시켜 임펙터 홀 상하류에 보다 큰 속도구배를 형성할 수 있다. 이러한 유동패턴은 임펙터 상류에서 재순환으로 인한 입자와 벽면간의 접촉시간을 증가시키고 입자의 가속력을 높여 넓은 범위의 입자크기에 대하여 분리효율을 높일 수 있다. Fig. 5에 체적형 분리기인 Case 3의 유선을 나타내었다. 결과로부터 알 수 있듯이 입구로 가속되어 들어온 유증기는 분리기 내의 빈 공간에서 감속되어 출구로 빠져나감을 볼 수 있으나 유체의 감속정도가 작아 매우 큰 입자를 제외하고는 높은 분리효율을 기대할 수 없음을 알 수 있다.

Fig. 5

Mid-section view of particle streak lines in Case 3

Fig. 6에는 각 경우의 유체의 압력강하를 나타내었다. 유로 내에 장애물이 없는 Case 3에 비해 Case 1은 50 %, Case 2는 53 %의 압력상승이 확인 되었으며, 임펙터형 오일 분리기에 격벽 1개를 추가하여 2%의 압력이 상승하였다.

Fig. 6

Pressure drops for various cases

Fig. 7에 입자크기별 분리효율을 각 오일분리기 별로 나타내었다. Fig. 7(a)는 입자의 증발을 고려하지 않은 경우이고 Fig. 7(b)는 실 엔진조건을 고려한 입자의 증발을 고려한 해석결과이다. 여기서 분리효율은 아래의 식 (1)로 계산하였다.

Fig. 7

Separation efficiencies with respect to particle size for various cases

여기서, N_total은 유입되는 총 오일 입자의 개수이며, N_out은 출구로 빠져나가는 입자의 개수를 의미한다.

증발을 고려하지 않은 Fig. 7(a)에서는 Fig. 4의 결과로부터 예상한대로 Case 2의 경우가 전 입자크기에 대해서 제일 우수한 효율을 나타내었다. 이는 설명한대로 임펙터 앞에 격벽으로 인한 재순환유동과 격벽에 충돌한 입자의 벽면흡착의 효과로 생각되어진다. 실 운전조건과 같이 입자의 증발을 고려한 Fig. 7(b)의 결과는 증발을 고려하니 않은 결과와 매우 다른 양상을 보인다. 먼저 3 μm 이하의 입자의 경우는 모든 경우의 오일 분리기가 매우 낮은 분리효율을 보이는데 이는 작은 입자들의 높은 증발율로 인한 질량의 감소 때문이다. 특히 1 μm이하의 입자의 경우 모든 경우의 분리효율은 0인데 이는 입자가 작아 100 % 증발로 기화됨을 의미한다. 이러한 결과로부터 실제 운전조건에서는 입자들의 증발로 인한 3 μm 이하의 입자들에 대한 분리효율 감소에 대응할 수 있는 기술이 필요함을 알 수 있었다. Fig. 8에 입자별 증발율을 각 경우에 대하여 나타내었다. 결과로부터 알 수 있듯이, 3 μm 이하 입자의 증발율이 매우 높게 나타나있음을 확인 할 수 있다.

Fig. 8

Evaporation rate with respect to particle size for various cases

4.2 실험결과

본 실험의 목적은 높은 다운사이징 율을 지닌 T-GDI 엔진의 문제점인 높은 블로우바이율과 블로우바이 가스중 포함되는 미세마이크로미터 입자를 효과적으로 제거할 수 있는 오일 분리기를 개발하는 것이다. 다운사이징 엔진은 고부하에서 운전되기 때문에 링팩(Ring pack)을 통과하는 블로우바이 가스의 높은 속도 및 온도로 인하여 오일 캐리오버(Carry-over)량의 증가 및 블로우바이 가스 중 미세 마이크로입자가 다량 함유되어 있는 것은 기존 연구¹²⁾로부터 잘 알려진 사실이다. 본 연구의 대상 T-GDI 엔진의 블로우바이 가스 중 오일입자의 사이즈분포를 알아보기 위하여 Fig. 9에 Case 1의 각 운전조건에 대한 입자의 크기 별 입자 개수농도를 나타내었다. Case 1은 분리기 내부가 빈 공간이므로 오일분리기가 없는 경우의 배출특성을 의미한다. 결과로부터 알 수 있듯이, 모든 운전조건에서 0.3 μm의 크기가 최대치를 나타내고 있으며 배출입자 수의 대부분이 3 μm 이하의 미세입자로 이루어져있음을 확인 할 수 있다. 엔진의 속도가 증가할수록 불로우바이 가스의 유속 및 온도가 증가하여 윤활유막의 미립화가 촉진되고 비등점이 낮은 윤활유의 증발율이 증가하여 배출 오일입자 크기 중 1 μm이하의 배출입자 개수의 비중이 급격히 증가하고 있음을 확인할 수 있다. 이는 최근의 기존 연구결과 ^2,12,13)와 일치하는 결과이다. 이 결과로부터 T-GDI 엔진은 블로우바이 가스 중 미세마이크로입자의 배출개수가 높게 존재하며 그 비중은 속도가 높아질수록 높아짐을 알 수 있다. Fig. 10은 Case 1에 대한 각 운전조건 별 배출입자의 질량밀도 분포를 나타내었다. 이 경우, 최대치의 분포가 3 μm 근방으로 이동하였으며 이로부터 배출입자의 질량에 가장 큰 영향을 주는 입자크기가 3 μm 임을 알 수 있다. 회전속도가 증가할수록 최대치의 절대값이 줄어들고 있음을 확인 할 수 있으며 이는 높은 회전수일수록 블로우바이 가스의 온도가 높아져 오일 입자들의 증발율이 높아지기 때문이다.

Fig. 9

Particle number densities for Case 1

Fig. 10

Particle mass densities for Case 1

Fig. 11, Fig. 12에 Case 4의 경우에 배출되는 입자들의 개수농도 및 질량밀도를 입자 크기에 따라 각각 나타내었다. 오일 분리기에서 입자들이 분리됨에 따라 배출되는 입자들의 개수와 질량이 낮아졌음을 알 수 있으나 배출입자의 입자분포는 Case 1과 유사함을 알 수 있다.

Fig. 11

Particle number densities for case 4

Fig. 12

Particle mass densities for case 4

Fig. 13과 Fig. 14에 중속영역인 2000 rpm과 고속 영역인 5500 rpm에서의 입자크기 별 분리효율을 각 케이스별로 나타내었다. 그림으로부터 오일 분리기에 따라 입자크기 별 분리효율이 크게 차이가 남을 알 수 있으며 특히, 3 μm 이하의 입자의 분리효율이 크게 차이를 보이고 있음을 알 수 있다. 2000 rpm의 경우를 보면, Case 1과 Case 2의 분리기는 3 μm 이하의 입자들에 대한 분리 능력이 거의 없는 것으로 나타났다. 즉 입자의 관성을 이용한 분리기법은 3 μm 이하의 입자들은 분리할 수 없을 알 수 있다. 기존의 연구^14,15)들은 임펙터를 사용한 마크로미터 단위의 입자들에 대한 분리효율에 대한 연구가 진행되어졌지만 미세 마이크로미터 단위의 입자들에 대한 연구는 미미하였는데 이번 연구를 통하여 3 μm이하의 입자분리는 불가능함을 확인하였다.¹⁶⁾ 그러나 플리스를 장착한 경우에도 3 μm이하 입자크기에 대한 분리효율은 40 %를 넘지 못하였다. 또한 미세 마이크로미터 단위의 입자들의 분리효율은 모든 경우의 분리기가 매우 낮게 나타났으며 특히 0.3 μm입자는 오일 분리기를 통과하면서 더 많이 생성되어 배출되고 있음을 확인하였다. 이는 중형 과급형 디젤엔진의 관련연구¹³⁾에서도 확인된 바 있다.

Fig. 13

Fractional efficiencies of the various separators of an engine measurement at 2,000 rpm

Fig. 14

Fractional efficiencies of the various separators of an engine measurement at 5,500 rpm

고속 고부하 운전영역인 Fig. 14의 결과를 확인하면, 블로우바이 가스의 유속이 크므로 입자의 관성이 커지므로 3 μm이하 입자의 분리효율이 모든 경우에서 Fig. 13의 경우보다 높게 나타나고 있으나 플리스를 장착한 경우가 월등한 효율을 나타내고 있다. 그러나 전반적으로 3 μm이하의 영역에서의 분리효율은 최대 60 %정도로 확인되므로 향후 개선할 필요성이 있다고 사료된다. 이러한 결과는 입자의 증발을 고려한 경우인 Fig. 7의 수치해석의 결과와 일치한다.