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ISSN : 1229-3431(Print)
ISSN : 2287-3341(Online)

Journal of the Korean Society of Marine Environment and Safety Vol.32 No.1 pp.120-128
DOI : https://doi.org/10.7837/kosomes.2026.32.1.120

Numerical Analysis of the Cone-shaped Design of a Particulate Matter Reduction Device for Small Marine Diesel Engines

Younghyun Ryu^*†

^*Professor, Division of Marine Mechatronics, Mokpo National Maritime University, Mokpo, 58628, Korea

^† Corresponding Author : yhryu@mmu.ac.kr, 061-240-7243

Received November 10, 2025 Review December 31, 2025 Accepted February 26, 2026

Abstract

Particulate matter (PM) is classified by particle size into PM10 and PM2.5 (ultra-fine). PM increases the risk of cardiovascular disease, making its reduction essential. This study investigates the pressure drop characteristics and uniformity index of a cone-shaped PM reduction device designed for small marine diesel engines. Flow uniformity and pressure drop were analyzed on a case-by-case basis using AVL’s commercial analysis code, FIRE-M. Two modes with different cone geometries were compared and analyzed. The results indicate that the pressure distribution improved with changes to the cone shape. These findings are particularly significant for small vessels.

Key Words : Small ship , Small marine diesel engine , Particulate matter reduction device , Cone shape , Pressure drop , Uniformity index

소형선박용 디젤엔진에서 미세먼지 저감 장치의 콘 형상 설계를 위한 수치해석 연구

류영현^*†

^*국립목포해양대학교 해양메카트로닉스학부 교수

초록

미세먼지는 먼지 입자의 크기에 따라 일반 미세먼지(PM10)와 초미세먼지(PM2.5)로 나뉘어 분류하고 있다. 미세먼지는 심혈관 질환(Cardiovascular disease) 등을 증가시킬 수 있는 위험성을 보유하고 있기 때문에 저감하기 위한 노력이 필요하다. 본 논문에서는 소형선 박용 디젤엔진에 설치될 미세먼지 저감 장치의 콘 형상에 따른 유동 균일도 특성과 압력강하에 미치는 영향에 대해서 수치해석을 통하여 조사하였다. 사례별로 유동 균일도 및 압력강하는 상용해석 코드인 AVL社의 FIRE-M을 이용하여 분석하였으며, 콘 형상에 따른 두 가지 모드에 대하여 비교분석 하였다. 콘 형상 변경에 의해 압력분포가 개선되었으며, 특히 소형선박에서는 유의미한 결과라고 분석되어 진다.

키워드 : 소형선박 , 소형선박용 디젤엔진 , 미세먼지 저감 장치 , 콘 형상 , 압력 강하 , 유동 균일도

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Funding:

1. 서 론

미세먼지(PM; Particulate matter)는 우리 눈에 보이지 않을 정도로 작은 먼지 입자로 크기에 따라 입자의 직경이 10 ㎛ 이하(10 ㎛는 0.001 ㎝) 인 것을 일반 미세먼지(PM10) 라고 부르며 직경 2.5 ㎛ 이하인 것을 초미세먼지(PM2.5) 로 분류 하고 있다(Choi et al., 2020). 이러한 미세먼지는 매우 작기 때 문에 숨을 쉴 때 폐포 끝까지 들어와 바로 혈관으로 침입이 가능하다(Choi et al., 2020). 미세먼지 노출은 심장과 폐 관련 질환을 증가시킬 수 있으며 초미세먼지는 호흡기관을 관통 하여 체내에 들어오면 혈류를 통해 전신에 작용하여 심혈관 질환(Cardiovascular disease)을 증가시킬 수 있다(Choi et al., 2020). 더불어 활성산소를 공급하여 빠른 세포 노화와 염증 반응을 촉진하여 사람과 동물, 식물에 악영향을 미칠 수 있 는 것으로 알려져 있다(Choi et al., 2020). 이에 따라 미세먼지 발생을 줄이고자 하는 노력은 반드시 필요하다. 미세먼지 발생을 저감시킴으로써 인간의 건강을 보호하여 삶의 질을 높이고 사회 전반에 걸친 의료비 저감 등의 경제적 손실도 줄일 수 있을 것으로 기대된다(Choi et al., 2020).

연근해를 운항하는 소형선박의 연료소모량과 유해 배기 배출물을 저감하기 위한 연구는 꾸준히 있어 왔다.

Ryu et al.(2019) 논문은 소형선박용 디젤엔진을 신조 시의 상태로 돌려보내어 엔진 초기화 상태로 만들어 연소성능을 개선하여 연료소모량과 유해 배기배출물 생성을 개선하는 연구이다.

Lee and Ryu(2025) 연구에서는 소형선박의 연료소모량을 저감시키기 위하여 동력발생장치(PTO) 일체형 2단 감속기 개발에 대해서 소개하고 있다. 연료소모량 저감은 유해 배 기배출물 저감의 결과를 가져올 수 있다.

Lee and Han(2021) 연구는 300 kW급 소형선박에서 미세먼 지를 저감하기 위한 저배압 전기집진장치에 관한 연구이다. 전기집진장치의 구성요소인 전극판과 집진판에 대하여 수 치해석을 통해 최적의 설계 조건을 찾는 연구이다.

Kim et al.(2022) 연구에서는 선박에서 배출되는 배기가스 의 배기열과 수분을 회수하고 응축성 미세먼지를 제거하는 배기냉각과 흡수식이 결합된 하이브리드 시스템을 소개하 고 있다.

Kim et al.(2023) 연구에서는 전기집진 원리를 이용하여 선 박에 적용할 수 있는 정전여과 매연 집진기를 개발하여 실 제 운항 중인 선박에 설치하여 선박에서의 미세먼지 배출 저감 성능 및 적용성 시험을 소개하고 있다.

Yun et al.(2019) 논문에서는 선박용 디젤엔진의 미세먼지 저감 장치에 설치되어 있는 다공판과 믹서의 형상 설계와 위치에 따른 미세먼지 저감 장치의 유동 균일도 및 압력강 하에 미치는 영향에 대한 연구를 발표하였다.

본 연구에서는 소형선박용 디젤엔진에 설치될 미세먼지 저감 장치를 설계하였다. 그 설계 과정에서 저감 장치의 콘 형상에 따른 유동 균일도와 압력강하에 미치는 영향에 대해 서 수치해석을 통하여 비교분석하였다.

2. 연구 방법

2.1 해석모델

소형선박용 디젤엔진에서 미세먼지 저감 장치의 콘 형상 에 따른 유동균일도 및 압력강하의 변화를 분석하기 위하여 Figs. 1, 2와 같이 미세먼지 저감 장치를 설계하였다. Fig. 2는 Fig. 1과 비교하였을 때, 콘 길이는 약 13% 증가하였고 콘 각 도는 약 8° 감소하였다. 사례별 유동 균일도 및 압력강하 해 석은 상용해석 코드인 AVL社의 FIRE-M을 이용하여 분석하 였으며, 콘 형상에 따른 두 가지 모드(Mode 1, Mode 2)에 대하 여 비교분석 하였다. 여기서, Mode 1은 (2,033.59 kg/h, 427℃) 이고 Mode 2는 (1,750 kg/h, 374℃) 이다.

Fig. 1은 콘 길이가 짧은 모델을 보여주며 Fig. 2는 콘 길이 가 긴 모델이다.

2.2 유동해석을 위한 모델 단순화

유동해석을 위하여 해석 대상인 두 모델에 대해 각각 유 동 볼륨(volume)을 추출하였고 메시(mesh) 생성을 위하여, 해 석에 불필요한 형상 및 제작 공차를 제거하고 일부 형상을 단순화 시켰다. 암모니아 산화장치(AOC; Ammonia oxidation catalyst), 디젤 매연 여과장치(DPF; Diesel particulate filter), 선 택적 촉매 환원(SCR; Selective catalytic reduction) 기능을 포 함한 DPF(SDPF) Assy를 제외한 나머지 Solid part는 해석에 서 고려하지 않았고 내부 유동 볼륨만 해석에서 사용하였 다. Figs. 3, 4, 5는 각각 유동해석을 위한 모델 단순화를 보 여준다.

2.3 유동해석을 위한 격자 형성

소형선박에 적합한 격자 크기 선정은 자동차를 해석할 때 사용하는 격자 크기를 사용할 수 없다. 그 이유는 자동차에 사용하는 격자 크기를 그대로 사용하면 격자 개수가 수천만 개 이상 형성되어 계산 시간이 장시간 소요되기 때문이다. 이에 따라 본 해석에서는 소형선박용 미세먼지 저감 장치의 유동장 분석을 위한 격자를 형성하기 위하여 FIRE-M의 Auto meshing 기능을 적용하였으며, 유동의 흐름이 복잡한 믹서, 다공판, 촉매 부분에는 작은 홀(Hole) 형상의 정확한 표현을 위하여 FIRE-M의 Local refinement 기능을 적용하여 격자의 밀도를 높여 유동장의 정확도를 향상시켰다. 아울러 계산 시간도 줄일 수 있었다.

AOC, DPF, SDPF 형상의 경우 다공성(porosity) 재료모델 설정을 위한 육면체 격자를 생성하였다. 육면체 격자는 Auto meshing의 Automatic volume embedding mesh 옵션을 사용하여 자동으로 생성하였다. Fig. 6의 격자수는 2,189,513개이며, Fig. 7의 격자수는 2,339,532개이다.

2.4 지배방정식

소형선박용 디젤엔진의 미세먼지 저감 장치의 유동 균일 도 및 압력강하 해석을 위하여 보존법(Conservation law)과 운 동량 방정식(Momentum equation), 그리고 에너지 방정식(Energy equation)을 적용한 식(1) ~ (3)이 아래와 같다(AVL, 2020).

\hat{ρ} \frac{D \hat{ϕ}}{D t} = \hat{ρ} \frac{\partial \hat{ϕ}}{\partial t} + \hat{ρ} {\hat{U}}_{j} \frac{\partial \hat{ϕ}}{\partial x_{j}}

(1)

여기서, $\hat{ϕ}$ 는 단위 질량당 해당 속성(Corresponding property), $\hat{p}$ 는 유체의 밀도, U_j는 격자 j 에서의 속도를 의미한다.

\hat{ρ} \frac{D {\hat{U}}_{i}}{D t} = \hat{ρ} g_{i} - \frac{\partial \hat{p}}{\partial x_{i}} + \frac{\partial}{\partial x_{j}} [μ (\frac{\partial {\hat{U}}_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial {\hat{U}}_{j}}{\partial x_{i}} - \frac{2}{3} \frac{\partial {\hat{U}}_{k}}{\partial x_{k}} δ_{i j})]

(2)

여기서, $\hat{ρ}$ 는 유체의 밀도, ${\hat{U}}_{i}$ 은 유속, g_i 는 중력가속도, $\hat{p}$ 는 압력, μ 는 점성계수, 그리고 δ_ij 는 단위 텐서를 의미한다.

\hat{ρ} \frac{D \hat{H}}{D t} = \hat{ρ} q_{g} + \frac{\partial \hat{p}}{\partial t} + \frac{\partial ({\hat{τ}}_{i j} {\hat{U}}_{j})}{\partial x_{i}} + \frac{\partial}{\partial x_{j}} (λ \frac{\partial \hat{T}}{\partial x_{j}})

(3)

여기서, $\hat{H}$ 는 엔탈피, ${\hat{τ}}_{i j}$ 은 전단응력, λ 는 열전도율, $\hat{p}$ 는 압력, μ 는 점성계수, 그리고 $\hat{T}$ 는 온도를 의미한다.

2.5 경계조건

유동 균일도와 압력강하 분석을 위하여 본 연구에서는 Forchheimer 방정식을 사용하였다. Forchheimer를 압력강하 모 델로 채택한 경우 촉매 채널 내의 압력 구배는 다음 식(4) 으로 계산된다.

\partial p \partial xi= - ai \cdot μ \cdot wi-ξ \cdot ρ2 \cdot |w| \cdot {wi(N/m}^{3})

(4)

선형과 2차 항은 각각 촉매 채널 내부 흐름의 점성 손실 과 관성 손실을 고려하였다.

여기서, ∂p/∂xi는 다공성 물질 내 압력 구배, αi는 점성 손실 계수 (x, y 및 z성분) (1/㎡), μ는 도메인 유체의 분자 (층 상) 동적 점도 (Ns/㎡), wi는 국소 부피 분율에 따른 다공성 매질의 간극 (국소) 속도 성분, ζ는 관성 손실 계수 (1/m), ρ 는 도메인 유체 밀도를 의미한다.

2.6 성능지수

콘의 형상에 따른 유동 균일도 분석을 위하여 Uniformity index는 식(5)에 의해서 계산되었다.

γ = 1 - \frac{1}{2} \cdot \frac{\sum_{i = 0}^{n} ‖ u_{i} - \bar{u} ‖ A_{i}}{‖ \sum_{i = 0}^{n} u_{i} A_{i} ‖}

(5)

여기서, γ 는 Uniformity index, n 은 속도 분포 단면에 분포 되는 총 격자의 개수, A_i 는 격자 i 의 단면적, u_i 는 격자 i 에 서의 유속, 그리고 $\bar{u} = \sum_{i = 0}^{n} u_{i} A_{i} / \sum_{i = 0}^{n} A_{i}$ 를 의미한다.

압력강하 분석을 위해서 식(6) 과 같이 입구 압력과 출구 압력의 차를 이용하였다.

Δ P = P_{i n} - P_{o u t}

(6)

여기서, P는 압력, in은 Inlet, out은 Outlet을 의미한다.

3. 결과 및 고찰

3.1 콘 길이가 짧은 형상인 Mode 1의 조건

최대 압력은 입구에서 1,086.52mbar, 최소 압력은 출구 쪽 에서 986.43mbar의 압력 분포를 보인다. Porosity 물성치가 적 용된 AOC, DPF, SDPF 파트 내에서는 길이 방향으로의 점성 과 관성 손실이 고려되어 상대적으로 큰 압력분포가 발생되 었다.

Fig. 8은 콘 길이가 짧은 형상인 Mode 1의 조건에서는 사 각 캐닝 내부의 압력분포 결과를 보여준다. Fig. 9에서는 사 각 캐닝 Mixer assy 단면 압력분포 결과를 나타낸다. Mixer assy 내 차압은 약 16mbar 정도가 발생되었다. Fig. 10에서는 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 압력분포 결과를 보여주는데, 상대적으로 흐름 저항이 적은 Inlet assy, Outlet assy, Mixer assy 쪽에서 높은 속도를 보였으며, 최대 속도는 Mixer assy에 서 45.43m/s가 발생하였다. 타공 형상 등에 의한 Narrow channel에 의하여 발생된 것으로 보이며, AOC, DPF, SDPF 내 유동의 경우 Porosity의 정류 특성으로 균일한 유동을 보인 다. Fig. 11은 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 속도 결과이다. Mixer assy 내부 단면에서의 속도 결과를 확인하였다. 사각 캐닝 내 최대속도가 발생하는 구간이지만, 모서리 부분에서 는 상대적으로 낮은 속도분포를 보이며, Mixing 효과가 저하 될 것으로 예상된다. Fig. 12는 Mixer assy 내부 속도를 Streamline 결과로 확인하였다. Mixer 내부에는 회전하는 기 류가 발생하는 것으로 확인되었으며, 이후 정류 현상에 의 하여 기류가 안정화되는 것을 확인 할 수 있었다.

3.2 콘 길이가 짧은 형상인 Mode 2의 조건

Figs. 13과 14는 각각 사각 캐닝 내부의 압력분포 결과와 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 압력분포 결과를 보여준다. 최 대 압력은 입구에서 1,071.66mbar, 그리고 최소 압력은 출구 쪽에서 989.68mbar의 압력분포를 보인다. Porosity 물성치가 적용된 AOC, DPF, SDPF 파트 내에서는 길이 방향으로의 점 성과 관성 손실이 고려되어 상대적으로 큰 압력분포가 발생 되었다. Figs. 15와 16은 각각 사각 캐닝 내부의 속도분포 결 과와 사각 캐닝 Mixer assy 단면 속도 결과를 보여준다. Mixer assy 내부 단면에서의 압력 결과를 확인하였다. Mixer assy 내 차압은 약 8.4mbar 정도가 발생되었다. 상대적으로 흐름 저항이 적은 Inlet assy, Outlet assy, 그리고 Mixer assy 쪽 에서 높은 속도를 보였으며, 최대 속도는 Mixer assy에서 39.42m/s 가 발생되었다. 타공 형상 등에 의한 Narrow channel 에 의하여 발생된 것으로 판단되며, AOC, DPF, SDPF 내 유 동의 경우 Porosity의 정류 특성으로 균일한 유동을 보인다. Mixer assy 내부 단면에서의 속도 결과를 확인하였다. 사각 캐닝 내 최대 속도가 발생하는 구간이지만, 모서리 부분에 서는 상대적으로 낮은 속도분포를 보이며, Mixing 효과가 저 하 될 것으로 예상된다.

Fig. 17은 사각 캐닝 Mixer assy streamline의 결과이다. Mixer assy 내부 속도를 Streamline 결과로 확인하였다. Mixer 내부에는 회전하는 기류가 발생하는 것으로 확인되었으며, 입구 쪽 Guide vane 뒤쪽으로 정체 기류가 확인되었다. Mixer 이후 기류는 정류 현상에 의하여 기류가 안정화되는 것을 확인할 수 있었다.

3.3 콘 길이가 긴 형상인 Mode 1의 조건

Fig. 18은 사각 캐닝 내부의 압력분포 결과이다. 최대 압력 은 입구에서 1,082.82mbar, 그리고 최소 압력은 출구 쪽에서 987.43mbar의 압력분포를 보인다. Porosity 물성치가 적용된 AOC, DPF, SDPF 파트 내에서는 길이 방향으로의 점성과 관 성 손실이 고려되어 상대적으로 큰 압력분포가 발생되었다. Fig. 19는 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 압력분포 결과를 보여 준다. Mixer assy 내부 단면에서의 압력 결과를 확인하였다. Mixer assy 내 차압은 약 11mbar 정도가 발생되었다. Fig. 20 은 사각 캐닝 내부의 속도분포 결과이다. 상대적으로 흐름 저항이 적은 Inlet assy, Outlet assy, 그리고 Mixer assy 쪽에서 높은 속도를 보였으며, 최대 속도는 Mixer assy에서 49.09m/s 가 발생되었다. 타공 형상 등에 의한 Narrow channel에 의하 여 발생된 것으로 생각되며, AOC, DPF, SDPF 내 유동의 경 우 Porosity의 정류 특성으로 균일한 유동을 보인다. Fig. 21은 사각 캐닝 Mixer assy 단면 속도 결과이다. Mixer assy 내부 단면에서의 속도 결과를 확인하였다. 사각 캐닝 내 최대 속 도가 발생하는 구간이지만, 모서리 부분에서는 상대적으로 낮은 속도분포를 보이며, Mixing 효과가 저하 될 것으로 예 상된다. Fig. 22는 사각 캐닝 Mixer assy streamline 결과이다. Mixer assy 내부 속도를 Streamline 결과로 확인하였다. Mixer 내부에는 회전하는 기류가 발생하는 것으로 확인되었으며, 입구 쪽 Guide vane 뒤쪽으로 정체 기류가 확인되었다. Mixer 이후 기류는 정류 현상에 의하여 기류가 안정화되는 것을 확인 할 수 있었다.

3.4 콘 길이가 긴 형상인 Mode 2의 조건

Fig. 23은 사각 캐닝 내부에서의 압력분포 결과이다. 최대 압력은 입구에서 1,068.62mbar, 그리고 최소 압력은 출구 쪽 에서 990.77mbar의 압력분포를 보인다. Porosity 물성치가 적 용된 AOC, DPF, SDPF 파트 내에서는 길이 방향으로의 점성 과 관성 손실이 고려되어 상대적으로 큰 압력분포가 발생되 었다.

Fig. 24에서는 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 압력분포 결과 를 보여준다. 그리고 Fig. 25는 사각 캐닝 내부의 속도분포의 결과이다. Mixer assy 내부 단면에서의 압력 결과가 확인되었 다. Mixer assy 내 차압은 약 12mbar 정도가 발생되었다. Fig. 26은 사각 캐닝 Mixer assy 단면의 속도 결과를 보여준다. 상 대적으로 흐름 저항이 적은 Inlet assy, Outlet assy, Mixer assy 쪽에서 높은 속도를 보였으며, 최대 속도는 Mixer assy에서 42.16m/s가 발생하였다. 타공 형상 등에 의한 Narrow channel 에 의하여 발생된 것으로 보이며, AOC, DPF, SDPF 내 유동 의 경우 Porosity의 정류 특성으로 균일한 유동을 보인다. Fig. 27은 사각 캐닝 Mixer assy streamline의 결과이다. Mixer assy 내부 단면에서의 속도 결과를 확인하였다. 사각 캐닝 내 최대 속도가 발생하는 구간이지만, 모서리 부분에서는 상대적으로 낮은 속도분포를 보이며, Mixing 효과가 저하 될 것으로 예상된다. Mixer assy 내부 속도를 Streamline 결과로 확인하였다. Mixer 내부에는 회전하는 기류가 발생하는 것으 로 확인되었으며, 입구 쪽 Guide vane 뒤쪽으로 정체 기류가 확인되었다. Mixer 이후 기류는 정류 현상에 의하여 기류가 안정화되는 것을 확인 할 수 있었다.

4. 해석 결과

4.1 포인트 위치별 압력강화 결과

Fig. 28에서는 압력강화 측정 위치를 보여주며, Fig. 29는 출구 쪽 형상 압력분포이다. Table 1에서는 모드별 차압성능 을 나타낸다. 길이가 짧은 콘 형상 모델 대비 길이가 긴 콘 형상 모델에서 전체적으로 낮은 압력분포를 보였다. 출구 쪽 콘 형상이 변경됨에 따라, 정체 구간의 감소로 인한 길이 가 긴 콘 형상 모델에서 차압 성능이 개선된 것으로 보인다. 콘 형상 변경에 의해 압력분포가 개선되었으며, 특히 선박 에서는 유의미한 결과라고 분석되어 진다. Mixing assy 기준 으로 차압 결과는 모델별 약 8~16mbar의 차압 결과를 보였 다. 추후 콘 형상의 변경뿐만 아니라, Mixer 형상 개선을 통 하여 차압 성능을 개선할 소지가 있어 보인다. 콘 형상 변경 에 의해 압력분포가 개선되었으며, 특히 소형선박에서는 유 의미한 결과라고 분석되어 진다.

4.2 유동 패턴 결과

Figs. 30과 31은 각각 모드 1과 모드 2에 대한 유동 패턴을 보여준다. 두 개의 모드 모두 유사한 유동 패턴을 보인다. Inlet assy 파트 내 유동의 경우 Porosity 특성의 영향으로 인 하여 정체되는 유동 패턴을 보이며, AOC, DPF, 그리고 SDPF 내 유동의 경우 Porosity의 정류 특성이 정상적으로 적용된 것으로 보인다.

5. 결 론

본 논문은 소형선박용 디젤엔진에서 미세먼지 저감 장치 의 콘 형상에 따른 유동 균일도 및 압력강하에 미치는 영향 에 대해서 수치해석을 통하여 조사하였다. 본 연구로부터 다음과 같은 연구 결과를 얻을 수 있었다.

(1) 출구 쪽의 콘 형상 개선을 통해서 압력 성능이 개선됨을 확인하였다. 콘 길이가 짧은 형상보다 콘 길이가 긴 형상의 개선 모델에서 전체적으로 낮은 압력분포를 보였다. 아울러 출구 쪽 콘 형상이 변경됨에 따라서 정체 구간의 감소로 인 한 콘 길이가 긴 형상의 모델에서 차압 성능이 개선됨을 확 인하였다.
(2) Mixing assy 기준으로 차압 결과는 모델별로 약 8~16mbar 의 차압 결과를 보였다. 더불어 콘 형상의 변경뿐만 아니라, 믹서의 형상 개선을 통해서도 차압 성능을 개선할 수 있을 것으로 기대된다.
(3) 입구 쪽 콘의 Perforated plate를 활용하여 유동 균일도를 높여 DPF의 PM 포집 성능 향상이 기대되지만, 배압과의 상 관관계를 고려하여 최적의 설계가 필요할 것으로 판단된다. (4) SDPF의 SCR 성능을 높이기 위하여 DPF 후단에 믹서를 설치하였지만, 유동이 벽면에서 정체되는 등의 개선 사항이 필요한 것으로 생각된다.
(5) 해당 시스템에서 우레아를 분사할 경우에는 벽면 쪽에서 SCR 반응이 없어 SCR의 효율은 낮을 것으로 생각되며, 믹서 후단에 유동이 정체되는 구간 등도 보여 이 구간에 요소수 가 결정화되어 믹서가 막히는 현상도 고려해야 할 것으로 사료된다.

후 기

“이 논문은 2019년 해양수산부 재원으로 해양수산과학기 술진흥원의 지원을 받아 수행된 연구임(선박배출 미세먼지 통합저감기술개발사업 400kW급 이하 선박용 저가보급형 PM-NOx 동시저감을 위한 p-SDPF 시스템 개발)”

Figure

Fig. 1.

Short cone length model.

Fig. 2.

Long cone length model.

Fig. 3.

Simplify cone model shape.

Fig. 4.

Simplifying models with short cone lengths.

Fig. 5.

Simplifying models with long cone lengths.

Fig. 6.

Model grid formation with short cone length.

Fig. 7.

Model grid formation with long cone length.

Fig. 8.

Pressure distribution results inside the square canning @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 9.

Pressure distribution results of the square canning mixer assy cross section @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 10.

Velocity distribution results inside the square canning @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 11.

Velocity results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 12.

Results of square canning mixer assy streamline @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 13.

Pressure distribution results inside the square canning @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 14.

Pressure distribution results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 15.

Velocity distribution results inside the square canning @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 16.

Velocity results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 17.

Results of square canning mixer assy streamline @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 18.

Pressure distribution results inside the square canning @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 19.

Pressure distribution results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 20.

Velocity distribution results inside the square canning @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 21.

Velocity results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 22.

Results of square canning mixer assy streamline @Mode 1, 2,033.59kg/h, 427℃.

Fig. 23.

Pressure distribution results inside the square canning @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 24.

Pressure distribution results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 25.

Velocity distribution results inside the square canning @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 26.

Velocity results of the cross section of the square canning mixer assy @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 27.

Results of square canning mixer assy streamline @Mode 2, 1,750kg/h, 374℃.

Fig. 28.

Pressure drop measurement location.

Fig. 29.

Pressure distribution at the exit side.

Fig. 30.

Velocity vector results for mode 1.

Fig. 31.

Velocity vector results for mode 2.

Table

Table 1.

Pressure drop results by location.

Mode	Model	Inlet	After mixer	Front mixer	Outlet
Mode 1	Short	83.07	63.1	46.94	0
Long	79.21	58.97	47.57	0
Difference	3.86	4.13	0.63	0
Mode 2	Short	65.96	48.97	40.49	0
Long	68.81	52.03	40	0
Difference	2.85	3.06	0.49	0

Reference

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