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실험장치는 ①실험용 기관(광양 얀마 2TD), 기관의 회전전수와 토크를 제어하여 제동성능을 측정하기 위한 ②와전류식 동력계와 ③콘트롤러, 연료혼합 공급장치(⑪, ⑫, ⑬) 및 ⑭ 연료소비량 측정장치, 분사시기 및 분사기간을 측정하는 ⑨니들리프트 센서(AVL-423), 연소실 압력 측정을 위한 ⑤압력변환기(Kistler 6061-B)와 데이터 수집장치(⑦, ⑧) 등으로 구성되어 있으며, Table 1과 Fig. 1은 실험용 기관의 주요제원 및 실험장치의 개략도를 각각 나타낸다.

Fig. 1 
Schematic diagram of experimental apparatus

실험에 사용한 연료유는 경유와 경유에 메탄올을 각각 10%, 20% 및 30%의 중량비율로 혼합한 혼합유를 사용하였으며, Table 2는 연료유의 특성을 나타내고 있다.

기관운전조건은 실험기관의 연속최대출력(2,100 rpm, 86.5 Nㆍm, 19 kW)을 4/4부하로 하여 고정피치프로펠러법칙⁵⁾에 따라 각 부하에서의 회전수와 토크를 결정하였다. 실험시의 냉각수 출구온도는 60±5℃로 유지하였으며, 연료유 온도는 분사펌프입구에서 32±2℃, 실내온도는 27℃로 측정되었다. 그리고 실험 시에 혼합유의 상분리를 방지하기 위해 연료유 탱크 내의 1차 교반기, 기관 측의 2차 교반기 및 연료가압펌프를 설치하여 경유와 메탄올을 혼합하여 공급하였다. 측정값들은 크랭크 각 1o마다 1사이클에 720개씩 5사이클씩 연속 수집되었으며, 5회 측정한 25사이클을 연소안정성과 연소특성을 규명하는데 이용하였다.

Fig. 2는 실험조건에 따라 구한 각 사이클의 도시평균유효압력(IMEP)을 평균한 IMEP_mean와 IMEP 변동계수(COV_IMEP)의 관계를 나타낸다. 실린더 압력 자료로부터 구해지는 COV_IMEP는 한 사이클당 도시일의 주기적 변동성을 나타내며, 연소최고압력(P_max)의 변동계수(COV_Pmax)와 함께 연소 안정성의 척도가 된다. 그리고 COV_IMEP가 약 10%를 초과하면 기관의 운전에 문제를 일으킨다고 알려져 있으며⁶⁾, 일반적으로 5% 이하일 때 안정적인 연소상태로 판단되고 있다⁷⁾. 그림에서 보면, 경유는 모든 부하의 범위에서 5% 미만의 비교적 낮은 COV_IMEP의 값을 나타내고 있으나, 메탄올 10% 혼합유(M10)의 경우에는 고부하에서, 20% 메탄올 혼합유(M20) 및 30% 메탄올 혼합유(M30)는 중부하에서 5%를 초과하고 있다. 그러나 M20 및 M30의 경우는 고부하에서 오히려 COV_IMEP가 오히려 낮게 되었다. 이는 1사이클 당 분사되는 연료에 포함된 메탄올의 증발잠열이 착화시점에서 연소실의 분위기온도에 예민하게 영향을 미쳐 연소과 정을 지배하기 때문이며, 기관의 부하에 따른 그 범위가 있는 것으로 생각된다.

Fig. 2 
Coefficient of variation of IMEP at various loads and blending ratio

Fig. 3은 COV_Pmax와 IMEP_mean의 관계를 나타낸다. 경유의 경우는 모든 실험범위에서 COV_Pmax가 1% 정도의 낮은 값을 나타내었고, M10은 기관부하에 따라 COV_Pmax가 0.7～2.6 정도였다. 그리고 M20 및 M30은 COV_Pmax가 거의 모든 부하범위에서 3% 이상 크게 되었다. Pmax는 무제어 연소기간 중에 연소하는 가연혼합기량에 의해 좌우되며, 착화지연기간(ignition delay period)이 길어지면 가연혼합기량이 증가한다. 따라서 경유는 착화성이 좋아 각 부하에서 사이클마다 착화지연기간이 거의 비슷하여 COV_Pmax가 작고, 메탄올 혼합유는 혼합비 및 기관부하 증가에 따라 1사이클 당 분사량 중 메탄올 함량의 증가와 함께 메탄올의 증발잠열도 증가함으로 인해 사이클마다 착화시기가 불안정하여 연소최고압력의 변동도 크게 된다고 생각된다. 한편 M20 및 M30에서 고부하측에서 COV_Pmax가 낮은 것은 메탄올의 증발잠열이 과도하여 착화시기에 미치는 영향이 오히려 일정하게 되기 때문이라 생각된다.

Fig. 3 
Coefficient of variation of Pmax at various loads and blending ratio

Fig. 4는 각 실험조건에서 1회 분사량이 가지는 증발잠열을 나타낸다. 경유의 경우는 1회 분사량의 증발잠열이 부하에 따라 5.1～10.7 Joule정도이며, 혼합유의 경우는 메탄올의 혼합비가 증가할수록 증발잠열이 크게 증가하였으며, M30의 증발잠열은 부하에 따라 약 12.7～21.7 Joule로서 경유의 2배였다. Fig. 2에서 COV_IMEP가 5 %를 상회하는 영역과 Fig. 3에서 COV_Pmax가 3 %를 초과하는 영역의 운전조건과 혼합비를 보면, 메탄올의 혼합비가 큰 경우 또는 고부하에 해당함을 알 수 있으며, 또한 이들 영역의 1사이클 연료 분사량의 증발잠열은 약 13.7～21.7 Joule로서, 경유를 연료유로 사용하는 실험용 기관의 연속최대출력의 1사이클 분사량에 해당하는 증발잠열인 10.7 Joule의 약 1.3～2배를 초과하였다.

Fig. 4 
Latent heat of vaporization of a injection quantity per cycle

Fig. 5는 중부하(1,666 rpm, torque 54 N·m)에서 메탄올의 혼합비율에 따른 실린더 압력과 열발생율을 나타낸다. M10은 경유의 P_max와 θ_Pmax도 비슷하나 최고 열발생율이 경유보다 높고 그 위치는 약간 늦게 나타났다. M20은 경유의 P_max와 비슷하나 θ_Pmax가 늦고 최고 열발생율은 경유보다 약간 높았으며 그 위치는 더욱 늦어졌다. M30은 P_max가 많이 낮고 θP_max도 더욱 늦어지며, 열발생율도 아주 낮게 나타났다. 이는 착화지연기간과 예혼합연소기간(premixed combustion phase) 중의 연소량과 밀접한 관계가 있으며, 세탄가가 낮은 메탄올의 혼합비율이 증가함에 따라 착화지연이 길어지나 기관의 부하가 낮은 운전조건이므로 연소실 분위기 온도가 낮아 경유, M10 및 M20의 경우는 가연혼합기가 거의 비슷하게 생성되어 예혼합연소기간 중에 연소하기 때문이며, M30의 경우는 메탄올의 증발잠열이 다른 연료유에 비해 높음으로 인해 가연혼합기의 생성이 늦어 분사된 연료가 피스톤 볼(bowl)에 충돌한 후에 가연혼합기가 착화하여 낮은 연소율로 연소하기 때문이라 생각된다.

Fig. 5 
Cylinder pressure and heat release rate at medium load

Fig. 6은 고부하(2,100 rpm, torque 85 N·m)에서 메탄올의 혼합비율에 따른 실린더 압력과 열발생율을 나타낸다. M10, M20 및 M30의 P_max는 경유에 비해 낮고, M10 및 M20의 θ_Pmax는 경유와 비슷하며 M30의 θ_Pmax는 많이 늦어졌다. 최고 열발생율은 경유와 M10은 거의 비슷하나 M20과 M30 높게 나타났다. 경유의 경우는 착화지연기간이 짧지만 증발잠열이 작고 연소실이 고온의 분위기 조건이므로 그 기간 중에 가연혼합기가 많이 형성되어 연소되므로 P_max가 높고 θ_Pmax도 빠르게 된다고 생각된다. M10 및 M20의 경우는 메탄올 혼합비가 증가할수록 착화지연기간이 길어지고 연소실이 고온의 분위기 조건이므로 그 기간에 비례하여 가연혼합기도 많이 형성되어 고온의 분위기 조건하에서 높은 연소율로 연소하므로 인해 최고 열발생율이 높아져 θ_Pmax가 경유와 비슷하게 되나, 그 기간 중의 생성된 가연혼합기의 양이 경유에 미치지 못하므로 인해 P_max가 낮아진다고 생각된다. M30의 경우는 착화지연기간 중 형성된 가연혼합기의 양은 많으나 그 기간이 너무 길어 팽창행정 중에 연소하므로 인해 P_max가 특히 낮아진다고 생각된다.

Fig. 6 
Cylinder pressure and heat release rate at high load

Fig. 7은 1사이클 당 분사된 연료의 화학적 발열량(Q_ch)과 근사적 정미 열발생량(Q_n)의 비율을 부하에 따라 나타낸 것이다⁸⁾. 경유의 Q_n/Q_ch는 부하의 증가에 따라 거의 선형적으로 증가함을 알 수 있다. 메탄올 혼합유의 경우는 부하의 증가에 따라 Q_n/Q_ch가 증가하나 그 증가율이 일정하지 못함을 알 수 있으며, 경유에 비해 Q_n/Q_ch가 비교적 낮게 나타났다. 이는 부하가 증가할수록 연소실 분위기 온도가 상승하여 액적증발을 촉진하고 기관회전수의 상승이 증발액적들과 공기와의 혼합율을 증가시키므로 인해 연소율이 증가하나, 메탄올 혼합비율이 증가할수록 증발잠열이 커지고 혼합유의 세탄가가 낮아져서 착화가 불안정하게 되고 이로 인해 열효율과 기관의 출력이 감소된다고 생각된다.

Fig. 7 
Ratio of net heat release to chemical energy of fuel at various loads and blending ratio

Fig. 8은 부하에 따른 각 연료유의 예혼합연소량을 나타낸다. 부하가 증가할수록 예혼합연소량이 증가하였으며, 특히 고부하에서는 메탄올의 혼합비율이 증가할수록 그 양이 증가하였다. 또한 부하에 따른 M10의 예혼합연소량은 경유와 거의 일치하였다. 앞서 언급한 바와 같이, 저부하의 기관운전조건에서는 연소실의 분위기 온도가 낮고 또한 메탄올의 큰 증발잠열로 인해, 분사초기에 분사된 연료 중 경유의 일부만 증발하여 가연혼합기를 형성하기 때문에 그 양이 거의 비슷하다고 생각된다. 고부하에서는 연소실 분위기 온도가 높아 분사초기에 분사된 연료유 중의 경유와 메탄올이 증발하면서 착화성에 영향을 미치고, 메탄올 혼합비율이 높을수록 착화지연기간이 길어져 가연혼합기를 많이 형성하기 때문에 예혼합연소량이 증가하는 것으로 생각된다.

Fig. 8 
Premixed heat release quantity at various loads and blending ratio

Fig. 9는 연소압력과 열발생율을 입력으로 한 단일영역연소모델을 이용하여 구한 경유와 메탄올 혼합유의 부하에 따른 착화온도를 나타낸다. 계산구간은 압축행정 시작부터 배기밸브가 열릴 때까지의 닫힘기간 동안이며, 흡기밸브 닫힘시의 실린더 내 공기온도는 315 K, 압력은 각 실린더 압력 자료의 하사점부터 흡기밸브 닫힘 시까지의 실린더 평균압력을 입력자료로 이용하였다. 그림에서 보면, 경유의 경우는 부하가 증가하여도 착화온도가 거의 일정하였으나, 메탄올 혼합유는 부하 증가 및 혼합비 증가에 따라 착화온도가 높아졌다. 한편 연소실 내로 분사된 연료는 고온의 분위기에서 증발하여 주위 공기로 확산하여 혼합기를 형성하여 가연조건을 만들어 가며, 이 조건 중에서 가장 착화하기 쉬운 위치 즉 착화온도가 가장 낮은 최저착화온도를 갖는 혼합비에서 착화한다. 그리고 이는 연료의 특성, 혼합기의 당량비, 분위기 압력과 온도 및 유속 등에 따라 변화한다고 알려져 있다⁹⁾. 따라서 경유는 최저착화온도를 갖는 혼합비가 부하에 관계없이 거의 일정하며, 메탄올 혼합유는 부하의 증가 및 혼합비가 클수록 메탄올 분사량이 증가하여 증발잠열이 크게되므로 인해 최저착화온도를 갖는 혼합비가 보다 높은 온도에서 형성되기 때문이라 생각된다.

Fig. 9 
Ignition temperature at various loads and blending ratio

Fig. 10은 부하에 따른 각 연료유의 연소최고온도를 나타낸다. 여기서 연소온도는 특정시간에 있어서의 실린더 내 평균온도를 의미한다. 그림에서 보면, 부하가 증가할수록 연소최고온도가 증가하고 있으며 경유 및 M10의 경우가 가장 선형적으로 증가하고 있음을 알 수 있다. 그리고 IMEP 8.06～9.21 bar의 고부하에서는, 부하의 차이가 다소 있지만 경유의 최고연소온도를 메탄올 혼합유의 부하쪽으로 이동시켜 보면, 경유에 비해 메탄올 혼합유의 연소최고온도가 낮은 것을 알 수 있다. 연소최고온도는 질소산화물(NOx)의 생성과 밀접한 관계가 있으며, 연소최고온도가 높을수록 그 배출량은 기하급수적으로 증가한다고 알려져 있다¹⁰⁾. 따라서 고부하에서 메탄올의 혼합비가 증가하면 기관출력이 약간 감소되는 경향이 나타나지만 연소최고온도가 낮아지므로 인해 질소산화물의 생성을 억제할 수 있을 것으로 생각된다.

Fig. 10 
Maximum combustion temperature at various loads and blending ratio