CFD Modeling for Ammonia-Diesel Dual-Fuel Combustion in Heavy-Duty Engines

Abstract

전세계적으로 지구 온난화로 인한 환경 문제가 대두됨에 따라 배기 규제가 점차 강화되고 있습니다. 따라서 교통 부문에서 배기배출물 감축을 위한 전략 마련이 필수적입니다. 선박과 같은 대형 수송 분야에서는 무탄소 연료를 사용한 엔진 개발에 힘쓰고 있으며, 그에 대한 첫 단계로 내연기관 연료로서 암모니아의 활용이 계획되고 있습니다. 암모니아의 연료 특성은 기존의 내연기관 연료와 상이하기 때문에 이를 고려한 적절한 연소 전략 마련이 필요합니다. 암모니아는 무탄소 연료로서 이산화탄소 저감에 효과적인 연료로 여겨지나 암모니아의 느린 화염 전파 속도와 높은 자발화 온도로 단일 연료 사용으로는 연소 효율을 확보하기 어렵습니다. 따라서 암모니아의 점화를 위해 높은 에너지가 요구되므로 점화를 위해 이중 연료 연소 전략이 사용되며, 기존 디젤 엔진을 대체하는 목적으로 암모니아-디젤 이중 연료 엔진이 연구되는 추세입니다. 또한 배출가스 측면에서는 암모니아에 포함된 N원자에 의해 NOx 배출량에 영향을 주는 Fuel NOx와 온실가스 중 하나인 N2O의 배출이 문제가 됩니다. 따라서 암모니아-디젤 이중 연료 연소에서 연소 성능을 확보하고 NOx 및 온실가스를 저감할 수 있는 최적화 전략이 필요합니다. 목표로 하는 대형 선박 엔진에서는 실험에 많은 비용이 소모되며, 이에 따라 수치해석을 이용한 연구가 선행되고 있습니다. 따라서 본 연구에서는 CONVERGE v3.0을 이용하여 암모니아-디젤 이중 연료 연소의 CFD(Computational fluid dynamics)모델을 구축하고, 이를 바탕으로 수치해석적 분석을 통해 최적화된 연소 전략을 조사하였습니다. 이를 위해 우선적으로 액체 암모니아 분무 모델링과 암모니아-디젤 이중 연료 연소 모델링을 수행하였습니다. 또한 실린더 내 암모니아 공급방식에 따라 암모니아 예혼합 방식과 암모니아 직분사 방식으로 나누어 연소 전략을 분석하였으며, 엔진 운전 조건으로는 암모니아 에너지 분율, 암모니아 및 디젤의 분사시기를 고려하였습니다. 엔진 운전 속도는 910 rpm, 엔진 부하 조건은 50% 부하조건에서 해석을 수행하였습니다. 엔진 운전 조건 별 연소 및 배기 특성을 파악하기 위해 도시평균유효압력(Indicated mean effective pressure, IMEP)과 열효율, 미연 암모니아 및 질소 산화물(NOx), 온실가스(GHGs)를 포함한 배기배출물에 대해서 조사하였습니다. 첫 번째 파트에서는 암모니아의 감압비등 현상을 고려한 분무 모델 및 암모니아-디젤 이중 연료 연소 모델의 검증이 이루어졌습니다. 암모니아 감압비등 분열 모델을 적용한 결과, 분무 과정에서 액체 암모니아 액적 내 공동 생성 및 성장, 폭발의 영향으로 단공 인젝터에서 분무 폭이 증가하는 경향을 잘 반영하였습니다. 특히, 감압비등에 의한 영향이 큰 주위 압력과 증기압의 비율이 0.1 이하인 영역에서 실험의 분무 형상을 잘 추종하는 결과를 보였습니다. 암모니아-디젤 연소 반응 메커니즘 구성을 통해 연소 모델링을 수행한 결과, 연소상 및 미연 암모니아, 일산화질소(NO), 아산화질소(N2O), 이산화탄소(CO2) 배출량 측면에서 암모니아 에너지 분율에 따른 실험 결과의 경향이 잘 반영되는 것을 확인하였습니다. 두번째 파트에서는 암모니아 예혼합 공급 방식의 암모니아-디젤 이중 연료 연소 최적화 전략에 대해 조사하였습니다. 암모니아 에너지 분율 40에서 90%와 디젤 분사 시기 –80에서 –15 CAD(Crank angle degree) 조건이 고려되었습니다. 디젤 분사시기를 –80 CAD로 앞당기면 착화 지연이 증가하여 암모니아와 공기, 디젤이 충분히 혼합된 후 연소가 진행되어 예혼합 연소에 가까운 연소 특성을 나타냈습니다. 따라서 연소 시간이 단축되었습니다. 반면에 암모니아 에너지 분율이 증가할수록 암모니아의 느린 화염전파 속도의 영향이 커지므로 상대적으로 연소 시간이 증가하였습니다. 암모니아 에너지 분율 80% 이상의 조건에서 –80에서 –50 CAD의 분사시기 범위에서 열효율과 IMEP가 높게 나타났고, 디젤 연소 대비 최대 8.7%의 IMEP 증가를 보였습니다. 또한 암모니아 화염 전면에 생성되는 아산화 질소는 1073 K이상의 온도 영역에서 열분해 되기 때문에 예혼합 연소 특성을 보이는 진각된 디젤 분사 시기에서 연소 온도 상승에 의해 N2O의 열분해가 활발하게 일어나 N2O 배출량이 크게 감소하였습니다. 또한 CO2 배출량은 디젤 분사량에 지배적인 영향을 받았습니다. 따라서 암모니아 에너지 분율 증가와 디젤 분사시기 진각에 따라 디젤 연소 대비 온실가스 배출량이 최대 79.6% 감소하였습니다. 하지만 연료에 의한 NOx 생성과 연소 온도 증가로 최적 효율을 나타내는 지점에서 디젤 연소에 비해 NO 배출량이 상당하게 나타났습니다. 암모니아 연소 효율을 높이고 암모니아 증발 잠열을 활용하여 실린더 내 온도를 감소시켜 열적 NOx의 생성을 줄일 수 있는 전략으로 암모니아 직분사 공급 방식에 대해 세번째 파트에서 조사되었습니다. 암모니아 직분사 공급 방식을 사용하면 암모니아 에너지 분율을 97%까지 증가시켜도 미연 손실이 거의 없고 디젤 연소보다 높은 열효율을 확보할 수 있었습니다. 이는 암모니아 직분사를 통해 암모니아 연료에 추가적인 모멘텀을 제공하여 암모니아의 느린 화염 전파 속도의 영향이 보상되었기 때문이었습니다. 또한 암모니아가 질소산화물 발생 영역에 지속적으로 공급되기 때문에 열적 DeNOx 반응에 의한 NO 제거가 활발히 일어났습니다. 그 결과 NO 발생량이 암모니아 흡기 공급 방식에 비해 상대적으로 적었습니다. 암모니아의 분사시기가 연소상을 결정하는데 지배적인 역할을 하였고, –11에서 –9 CAD의 암모니아 분사시기에서 엔진 성능이 좋게 나타났습니다. 최대 IMEP는 10.9 bar로 디젤 연소 대비 7.9% 증가한 결과를 보였습니다. 디젤과 암모니아 분사 시기의 차이가 16 CAD 이상에서는 미연 암모니아가 크게 증가하였으나, 이를 제외한 영역에서 미연 암모니아 배출량은 암모니아 예혼합 공급 방식에 비해 개선되었습니다. 또한 암모니아 에너지 분율 적용 한계가 늘어남에 따라 온실가스가 디젤 연소 및 암모니아 예혼합 공급 방식에 비해 매우 저감되었습니다. NO 배출량은 암모니아 분사시기가 지연될수록 감소하였습니다. NO 배출량과 더불어 IMEP 및 미연 암모니아, 온실가스 배출량 측면에서 종합적으로 고려하였을 때, 암모니아 분사시기 –7 CAD, 디젤 분사시기 –20에서 –10 CAD가 유리한 결과를 보였습니다. |Because environmental problems due to global warming are a worldwide issue, emission regulations have been more stringent. Therefore, it is essential to develop strategies to reduce exhaust emissions in the transport sector while maintaining efficiency. In the line with this, in the heavy-duty transportation sector, heavy-duty engines that use carbon-free fuel are in the process of being developed with ammonia considered a primary fuel candidate. Because the fuel characteristics of ammonia differ from those of conventional fuels for internal combustion engines, it is necessary to develop a combustion strategy that considers these properties. In addition, since high ignition energy is required for ammonia, a dual-fuel combustion strategy is required for ammonia ignition, with ammonia-diesel dual-fuel (ADDF) combustion engines being developed for the purpose of replacing diesel engines. Therefore, in this study, an optimized combustion strategy was investigated based on the numerical analysis of an ADDF combustion engine using CONVERGE v3.0. In particular, liquid ammonia spray modeling and ADDF combustion modeling were performed. The combustion strategy was analyzed for ammonia pre-mixed ADDF combustion and ammonia direct injection ADDF combustion, which differ in their ammonia introduction method. The ammonia energy fraction and ammonia and diesel injection timings were considered as engine operating conditions for the optimization of the combustion parameters. The engine operating speed was fixed at 910 rpm, and the engine load condition was fixed at 50%. To understand the combustion emission characteristics according to the engine operating conditions, the indicated mean effective pressure (IMEP), thermal efficiency, and exhaust emissions such as unburned ammonia, nitrogen oxide (NOx), and greenhouse gases (GHGs) were investigated. In the first stage of the study, a spray model that considered ammonia flash boiling and an ADDF combustion model were developed and verified. It was found that the ammonia flash breakup model accurately reflected the spray expansion in a single-hole injector because of bubble growth and the explosion of the droplets during spray development. In particular, the simulation results closely followed the spray shape produced in the experiment under severe flash boiling conditions in which the flashing ratio (FR) was 0.1 or lower. As a result of combustion modeling with establishing the combustion reaction mechanism, the trend of the experimental results for the ammonia energy fraction was well reflected in terms of the combustion phase, unburned ammonia, nitric oxide (NO), nitrous oxide (N2O), and carbon dioxide (CO2) emissions. In the second stage, a strategy for optimizing ammonia pre-mixed ADDF combustion was investigated. An ammonia energy fraction of 40-90% and diesel injection timing of –90 to –15 crank angle degree (CAD) were considered. When the diesel injection timing was advanced to –80 CAD, the ignition delay increased, while combustion proceeded after sufficient mixing of ammonia, air, and diesel, producing combustion characteristics that were close to those of pre-mixed combustion. Therefore, the combustion period was reduced. On the other hand, as the ammonia energy fraction increased, the effect of the slow flame propagation speed of ammonia increased, so the combustion period increased. The thermal efficiency and IMEP were high for an injection timing range of –80 to –50 CAD when the ammonia energy fraction was 80% or higher, and the IMEP increased by up to 8.7% compared to diesel combustion. In addition, because the N2O generated at the ammonia flame front is thermally decomposed at temperatures of 1073 K or higher, the thermal decomposition of N2O actively occurred with a rise in the combustion temperature when the diesel injection timing was advanced, reflecting pre-mixed combustion characteristics and resulting in a significant reduction in N2O emissions. CO2 emissions were also dominated by diesel injection quantity. Therefore, as the ammonia energy fraction increased and the diesel injection timing advanced, GHG emissions decreased by up to 79.6% compared to diesel combustion. However, at optimal efficiency due to fuel NOx and a higher combustion temperature, NO emissions were significantly higher when compared with diesel combustion. As a strategy to increase the ammonia combustion efficiency and reduce the thermal NOx by reducing the temperature in the cylinder via the utilization of the latent heat of ammonia, ADDF combustion with the direct injection of ammonia was investigated in the third stage of the research. When ammonia direct injection was used, even when the ammonia energy fraction was increased to 97%, the unburned loss was low, and the thermal efficiency was higher than for diesel combustion. This is because the slow flame propagation speed of ammonia was compensated for by providing additional momentum to the ammonia fuel through ammonia direct injection. In addition, because ammonia was continuously supplied to the NOx generation area, NO removal via the thermal DeNOx reaction was actively occurred. As a result, the amount of NO generated was relatively low compared with the ammonia pre-mixed ADDF combustion. The ammonia injection timing played a dominant role in determining the combustion phase, with a satisfactory engine performance at an ammonia injection timing of –11 to –9 CAD. The maximum IMEP was 10.9 bar, representing a 7.9 % increase over diesel combustion. The amount of unburned ammonia increased significantly when the difference between the diesel and ammonia injection timing was 16 CAD or more, but otherwise the emissions of unburned ammonia were lower compared with ammonia pre-mixed ADDF combustion. Additionally, as the ammonia energy fraction limit increased, GHGs were significantly reduced compared to diesel combustion and ammonia pre-mixed combustion. NO emissions decreased when the ammonia injection timing was delayed. When considered in terms of the IMEP, unburned ammonia, GHG emissions, and NO emissions, an ammonia injection timing of –7 CAD and a diesel injection timing of –20 to –10 CAD produced the most favorable results.