Current Issue

본 연구에서는 Fig. 1과 같은 배출가스 후처리 시스템을 연구 대상으로 하였다. 배출가스 유량, 온도, 연료소모량, NO₂ 농도 등을 실차실험으로부터 얻어 수치해석에 활용하기 위해 Table 1과 같이 엔진 배기량 12 L인 대형 디젤 엔진을 사용하였다. NOx 저감률 실험 결과와 계산 결과를 비교하기 위해 Table 2의 배기후처리시스템을 이용하였다. SDPF는 DPF에 바나듐 기반의 SCR 촉매가 코팅되었다.

Fig. 1 
Experimental setup

본 연구에서는 0-차원 수학적 모델링을 이용하여 버너를 통해 배출가스 온도를 올렸을 때 SDPF에 포집된 PM의 산화율이 얼마나 개선되는지 계산하였다. 계산 절차는 Fig. 2와 같다. 계산을 단순화하기 위해 다음과 같은 가정을 도입하였다. 엔진에서 발생하는 PM(Particulate Matters)양은 엔진 출력에 비례, SDPF 내부 온도 및 배기가스 온도 균일, 배기관 표면의 열 손실 무시, SDPF 및 DOC의 비열 무시, SDPF 내 PM 균일 분포, PM oxidation에 의한 발열 무시하고, NH₃에 의한 PM oxidation 영향이 없다고 가정하였으며, 버너 연소효율은 60 %로 가정하였다. 특히 PM의 산화 특성에 영향을 미치는 SDPF 입구의 NO₂ 비율은 배출가스 온도에 따라 Fig. 3의 관계가 있다고 가정하였다.

Fig. 2 
Modeling concept for calculation of soot change in SDPF and burner fuel consumption

Fig. 3 
Relationship between NO₂/NOx ratio and temperature used in this study (experimental result)

Fig. 4는 Chigada 등⁷⁾에서 제시한 SDPF의 Soot 산화율 실험 결과와 Table 3을 바탕으로 본 연구에서 계산한 결과를 비교하는 그림이다. 400 ^oC까지는 계산 결과가 실험 결과보다 낮은 값을 예측하고 있고, 450 ^oC에서는 계산 결과가 실험 결과보다 높은 값을 예측하고 있다. 계산 결과와 실험결과의 최대 편차는 온도가 낮은 조건에서 나타나는데 325 ^oC 조건에서 81.6 %이었다. 실제 엔진에서 배출되는 Soot는 생성 조건에 따라 서로 다른 탄소 알갱이 구조를 갖고 있을 뿐만 아니라 다양한 성분의 SOF(Soluble Organic Fraction)가 포함되어 구성된다. 그리고 이와 같이 Soot가 서로 다른 구조와 성분을 갖는 경우 그 산화율은 서로 다르게 된다. Fig. 4에서 제시한 실험 값은 어느 특정한 엔진에서 배출되는 Soot에 대한 산화율이고, 계산 값은 Table 3의 1번과 2번의 방법으로 구한 산화율로써 실험 값과 계산 값의 차이는 실제 엔진에서 발생하는 Soot의 성분 및 구조 등을 계산과정에서 충분히 자세히 반영하지 못하여 발생하는 것으로 보인다.

Fig. 4 
Verification of calculation result of soot oxidation rate of SDPF

SDPF 촉매에 NOx 저감 반응을 묘사하기 위해서 본 연구에서는 Table 4의 6개 반응을 고려했다. 4개의 미지수인 NO 농도, NO₂ 농도, NH₃ 농도, θ에 대한 4개의 미분방정식 형태의 질량보존 방정식을 만들어 SDPF 출구의 NO 농도, NO₂ 농도, NH₃ 농도와 θ를 계산하였다. 여기서 θ는 SDPF 촉매에 암모니아가 얼마나 흡장되어 있는지를 나타내는 흡장률(%)이다. SDPF 촉매의 온도에 따른 암모니아 흡장 총량은 실험으로부터 얻을 수 없어 선행연구⁹⁾에서 얻은 Fig. 5와 같다고 가정하고 계산하였다.

Fig. 5 
Total amount of ammonia adsorbed on a SCR catalyst with respect to the temperature⁹⁾

Fig. 6은 버너 작동시 SDPF의 NOx 저감 효율을 향상시킬 수 있는지 그 가능성을 알아보는 연구에 사용된 시험 조건이다. 고속조건, 중속조건, 저속조건의 세 가지 조건을 고려하였다. 고속 조건은 Fig. 6의 실차시험 조건을 그대로 사용했으며, 중속 및 저속조건은 실차시험 데이터를 적절히 수정하여 만든 조건이다.

Fig. 6 
Changes in (a) vehicle speed and (b) exhaust gas temperature according to the vehicle test mode considered in this study

Fig. 7은 각 조건의 차속 분포를 나타낸다. 저속조건의 경우 약 65 %가 30 km/h 이하이며, 고속조건의 경우 약 70 %가 60 km/h 이상이다. 그리고 Fig. 8은 각 조건의 SDPF 입구 온도 분포를 나타낸다.

Fig. 7 
Comparison of vehicle speed distribution under each calculation condition

Fig. 8 
Comparison of cumulative temperature distribution for each calculation condition

Fig. 9는 실차량으로부터 얻은 고속운전조건에서 NOx 저감효율 실험 결과를 계산 결과와 비교하였다. 여기서 NOx 저감 효율은 SDPF 전단의 NOx 센서값과 SDPF 후단의 NOx 센서 값으로부터 구하였다. 실차량에서 측정한 NOx 저감 효율은 운전조건의 변화에 따라 매우 큰 폭으로 변화한다. 하지만 계산 결과는 약 80 %로 변화 폭이 실험결과와 비교하여 크지 않다. 실제 실험에서는 차량의 가감속에 따라 배출가스 유량, 온도, NOx 배출량, 요소수 공급량 등이 큰 폭으로 변화하여 NOx 저감률에 영향을 미치는 것으로 보인다. 하지만 계산 값의 경우 1초마다 측정된 데이터를 사용하여 계산된 점과 계산시 NOx 환원제가 SDPF 내에 고르게 분포한다는 등의 여러 가정이 영향을 미치는 것으로 보인다.

Fig. 9 
Comparison between the calculated NOx reduction rate and the experimental results under high-speed vehicle test conditions

아래의 Table 5는 이 연구에 사용되는 엔진의 배출가스 배출량과 배기후처리장치의 배출가스 저감 수준에 대한 이해를 돕기 위한 ND-13 mode에서의 배출가스 배출량 측정 결과를 나타낸다. DOC-SDPF의 배기후처리장치를 부착한 경우 PM 저감률은 86.8 %이었으며, 요소수 분사시 NOx는 50.2 % 감소하였다. 참고로 표에 제시한 배출가스 값은 3회 측정 결과를 평균한 값이다.

실차시험 중에 버너로 배출가스 온도를 상승시켜 SDPF를 재생하고자 할 때 버너로 배출가스 온도를 몇 도까지 올려야 하는지 그리고 몇 분 동안 버너를 켜야 하는지, 연료소모량 악화율은 얼마나 되는지 알아보고자 하였다.

Fig. 10은 버너 목표 온도와 작동시간에 따른 SDPF 내의 Soot 양 변화를 계산한 예이다. 실차시험 중 2,000초 되는 시점에 버너를 작동시켰고, 버너를 켜는 순간 450 ^oC 에 도달한다고 가정하였다. 이 그림의 Case #1 계산 조건은 목표 온도가 450 ^oC이고, 버너 작동시간이 300 s이다. 반면에 Case #2의 계산조건은 목표 온도는 450 ^oC로 동일한 반면 버너 작동 시간은 450 s로 150 s 길게 설정하였다. 버너를 작동시키지 않으면 SDPF 내의 Soot 양은 최초 58.1 g부터 계속 증가하여 64.5 g까지 증가한다. 하지만 Case #1에서는 버너 작동의 결과로 운전 종료시 Soot 양은 60.8 g이며, Case #2에서는 운전 종료시 Soot 양은 58.8 g으로 감소한다. 즉, 동일한 버너 목표 온도에서 버너 작동 시간이 증가하면 SDPF 내의 Soot 양이 감소하는 것을 알 수 있다. 이 연구에서 각 운전조건에서 엔진으로부터 배출되는 Soot 양은 ND-13 모드로부터 측정한 PM 값과 각 운전조건의 출력을 사용하여 Fig. 2에서 제시한 바와 같이 계산하였다.

Fig. 10 
Calculation result of change of soot amount in SDPF depending on burner operating conditions (case #1: target temperature 450 ^oC, burner operating time 300 s, case #2: target temperature 450 ^oC, burner operating time 450 s)

Fig. 11은 버너 작동 시간과 목표 온도에 따른 SDPF의 Net soot 무게 변화를 나타낸다. Fig. 11의 결과는 Fig. 10의 주행 모드로부터 얻어졌다. 여기서 Net soot 무게는 운전 종료 시점의 Soot 무게와 운전 시작 시점의 Soot 무게 차로 정의된다. 본 연구에서는 Net soot 무게가 증가하지 않는 버너 작동 조건을 찾는데 목표가 있다. Net soot 무게가 ‘0’이 되는 조건은 버너 작동 목표 온도가 400 ^oC인 경우 약 1,450초, 버너 작동 목표 온도가 450 ^oC인 경우 약 480초, 버너 작동 목표 온도가 500 ^oC인 경우 약 200초 임을 알 수 있다. 즉, 버너 작동 온도가 높을수록 더 짧은 시간의 버너 작동으로 SDPF내의 Soot가 증가하지 않도록 관리하거나 재생하는 것이 가능하다는 것을 의미한다.

Fig. 11 
Change of soot weight in SDPF with respect to burner operating time at different burner target temperature

Fig. 12는 SDPF 내에 Soot 무게가 증가하지 않도록 하기 위한 전체 차량 운전 시간 중 버너작동 시간 비율을 나타낸다. 버너 작동 목표 온도가 400 ^oC인 경우 약 24 %의 버너 작동이 필요하며, 500 ^oC인 경우 2.5 % 시간만 버너를 작동시키면 SDPF 내에 Soot mass가 증가하지 않는다는 것을 의미한다.

Fig. 12 
Burner operating time for each target temperature where soot weight does not increase in SDPF

Fig. 13은 버너 작동 시간에 따른 연료소모량의 증가를 나타낸다. 이 그림에서는 버너 작동시간이 증가할수록 연료소모량은 증가함을 알 수 있다. 그리고 버너 작동 목표 온도가 400 ^oC인 경우는 500 ^oC의 경우에 비해 버너작동시간이 길기 때문에 연료소모량이 큼을 알 수 있다.

Fig. 13 
Change in fuel consumption with respect to burner operating time for SDPF regeneration

Fig. 14는 SDPF 내에 Soot가 증가하지 않는 버너 작동시간의 연비악화율을 나타낸다. 버너 작동 목표 온도가 400 ^oC인 경우는 4.5 %의 연비악화율을 보이고 있으며, 버너 작동 목표 온도가 500 ^oC인 경우는 0.9 %의 연비악화율을 보인다. 이상의 결과로부터 SDPF의 자연재생을 위해서 주기적으로 버너 작동을 하는 경우 연비악화율을 최소화 하기 위해서 가능한 높은 온도에서 버너 작동을 하는 것이 바람직해 보인다. 배출가스 온도가 높은 조건에서 SDPF를 재생하면 짧은 시간에 SDPF 내의 Soot가 산화되어 연비악화율이 최소화되는 효과가 있다.

Fig. 14 
Fuel penalty during burner operating time without soot increase for each burner target temperature

Fig. 15는 여러 가지 조건에서 배출가스 온도를 250 ^oC와 300 ^oC 목표로 버너를 작동시키는 경우 실시간 배출가스 온도의 변화를 나타낸다. 본 연구에서는 버너를 작동시키면 즉각적으로 배출가스 온도가 목표 온도까지 올라간다고 가정하였다. 물론 실제 조건에서는 버너 작동 후 배출가스 온도가 상승하는데 얼마의 시간이 필요하지만 계산상 편의를 위해 이를 무시하였다. 즉, 본 연구의 계산 결과는 버너 작동을 통해서 얻을 수 있는 최대의 NOx 저감률 향상을 의미한다. 버너 작동시 목표 온도를 300 ^oC로 하는 경우 대부분의 배출가스 온도가 300 ^oC 이하이므로 운전 중 대부분 시간동안 버너가 작동하게 되며, 버너 작동시 목표 온도를 220 ^oC 또는 250 ^oC로 하는 경우 운전 중 버너가 자주 ON/OFF를 반복할 수 있다. 버너가 ON/OFF를 반복하는 경우에는 버너의 착화효율과 내구성이 중요할 것으로 보인다.

Fig. 15 
Characteristics of temperature increase of exhaust gas during burner operation under each test condition

Fig. 16은 버너로 배출가스 온도를 높였을 경우 NOx 저감률에 미치는 영향을 나타낸다. 고속조건에서 버너를 사용하지 않을 경우 78 %의 NOx 저감효율을 보였으며, 버너를 사용하여 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 제어하면 NOx 저감효율은 81.4 %까지 증가하고, 300 ^oC로 제어했을 때 NOx 저감률은 82.1 %까지 증가했다. 중속 조건에서 버너를 사용하지 않을 경우 77.9 %의 NOx 저감효율을 보였으며, 버너를 사용하여 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 제어하면 NOx 저감효율은 80.5 %까지 증가하고, 300 ^oC로 제어했을 때 NOx 저감률은 81.5 %까지 증가했다. 저속 조건에서 버너를 사용하지 않을 경우 71.2 %의 NOx 저감효율을 보였으며, 버너를 사용하여 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 제어하면 NOx 저감효율은 79.8 %까지 큰 폭으로 증가하고, 300 ^oC로 제어하면 NOx 저감률은 81.5 %까지 증가했다.

Fig. 16 
Effect on NOx reduction rate when exhaust gas temperature is raised by burner

Fig. 17은 버너로 배출가스 온도를 높였을 경우 연비악화율에 미치는 영향을 나타낸다. 고속조건에서는 버너를 사용하지 않는 경우에 비해 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 버너를 작동시키면 연비악화율은 0.5 % 증가하고, 300 ^oC로 제어했을 때 연비악화율은 4.7 %로 증가한다. 중속 조건에서 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 제어하면 연비악화율은 0.8 %이고, 300 ^oC로 제어했을 때 연비악화율은 7.4 %까지 증가한다. 저속 조건에서 배출가스 최저 온도를 220 ^oC로 제어하는 경우 연비악화율은 3.0 %이었으며, 300 ^oC로 제어하면 연비악화율은 7.4 %까지 증가한다.

Fig. 17 
Effect on fuel penalty when the exhaust gas temperature is increased by the burner

이상의 Fig. 16과 Fig. 17의 결과를 종합하여 볼 때 NOx 저감효율을 높이기 위해 버너로 배출가스 최저 온도를 300 ^oC까지 높이는 경우 연비만 악화시키고, NOx 저감률은 크게 좋아지지 않으므로 촉매의 NOx 저감률 특성을 고려하여 약 220 ^oC로 목표 온도를 설정하는 것이 타당한 것으로 보인다.

Fig. 18은 NOx 저감효율 증대와 연비악화율의 관계를 나타낸다. 이 계산에서 버너 작동 목표 온도는 220 ^oC이었다. 배출가스 온도가 낮은 운전 조건에서 버너 작동을 통해서 더 큰 NOx 저감률의 향상을 얻을 수 있지만 더 큰 연비악화율을 수반한다. 버너 작동 목표 온도를 220 ^oC로 설정했을 때 연비악화율을 3 % 미만으로 제한할 경우 약 8.5 %의 NOx 저감률이 향상될 것으로 보인다.

Fig. 18 
Relationship between NOx reduction efficiency increase and fuel penalty (Burner operating target temperature : 220 ^oC)