이태진
(Tae Jin Lee)
1
정동수
(Dongsoo Jung)
2
김주형
( Joo-Hyung-Kim)
2†
-
인하대학교 기계공학과 박사과정/두원중공업 수석연구원
(
Ph.D., Course, Department of Mechanical Engineering, INHA University, Incheon 22212,
South Korea/
Principal Research Engineer, R&D Center of Doowon Heavy Industrial Co. Ltd, Gyeonggi
17520, South Korea,
)
-
인하대학교 기계공학과 교수
(
Professor, Ph.D., Department of Mechanical Engineering, INHA University, Incheon 22212,
South Korea
)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
Key words
Fuel economy(연비), Variable compressor(가변 압축기), Compressor torque(압축기 토크), Compressor torque calculation(압축기 토크 연산)
기호설명
$h_{suc}, h_{dis}$ :
압축기 흡입 및 토출 엔탈피 [kJ/kg]
$p_{suc}, p_{dis}$ ：
압축기 흡입 및 토출 압력 [MPa]
$p_{d H}, p_{d L}$ ：
토출 과정 차압의 고압과 저압 [bar]
$T_{comp}$：
압축기 구동 토크 [N․m]
$t_{suc}, t_{dis}$ ：
압축기 흡입 및 토출 온도 [℃]
$\dot m_{ref}$：
냉매 순환량 [kg/h]
1. 서 론
차량 공조기용 냉매 압축기는 엔진 풀리와 V-벨트로 연결되어 엔진의 운전속도에 따라 압축기의 운전속도가 결정되므로, 압축기의 속도 변화에 따른 용량
제어 방안이 요구된다. 기존의 고정 사판식 압축기는 클러치의 ON-OFF 작동에 의해 압축기의 용량을 제어하는 반면, 본 연구의 대상이 되는 외부제어
가변용량 사판식 압축기 (이하 “가변 압축기”, variable compressor)는 외부 신호에 의해 압축기의 행정체적을 연속적으로 제어하므로,
고정 사판식 압축기 대비 공조기 효율이 조건에 따라 최대 70%까지 향상되며, 이를 통하여 차량 연비를 4~5% 개선할 수 있다.(1)
가변 압축기에 대한 선행 연구로는 가변구조에 대한 수치해석 모델링(2) 및 이에 따른 사판실의 압력계산(3)과 실험을 통한 검증,(4) 시스템 성능평가(5-7) 및 실차 연비 개선효과(1) 등 가변 압축기 개발 관련 연구와 가변 압축기가 적용된 공조 시스템에서 팽창밸브(Thermal Expansion Valve, TXV)에 의한 압축기
이상 거동(8,9) 및 가변 압축기의 내구성을 개선하기 위한 오일 분리기(10)와 같은 다양한 분야에 대한 연구가 진행되고 있다.
가변 압축기는 엔진에 의해 작동하므로 압축기 구동을 위한 엔진 출력 제어를 위해서는 압축기의 작동 토크를 정확히 연산하는 방안이 매우 중요하다. 압축기의
구동 토크는 토크 메타 등을 이용하여 직접 계측하는 방안이 가장 정확하나, 토크 메타의 내구성 및 가격 등에 의해 실제 차량 적용에는 한계가 있다.
그러므로 현재 적용되고 있는 토크 연산 방식은 차량에서 확인 가능한 공조기의 작동 조건 즉, 엔진 RPM에 비례하는 압축기의 운전 속도, 공조기 보호용
고압 센서에서 계측되는 압축기 토출 압력, 증발기 측의 공기 입구 온도와 증발기 공기 풍량에 상응하는 블로우 출력에 대한 압축기 토크 맵으로부터 압축기
토크를 간접적으로 연산하는 방안이다. 그러나 이러한 방식은 공조기 부품의 성능 편차 및 TXV의 불안정한 거동과 같이 공조기 시스템이 안정화 되지
않은 조건에서의 토크 연산의 한계가 있다. 그러므로 본 연구에서는 공조기 부품의 성능 편차 및 시스템의 불안정한 거동에서도 토크 연산의 신뢰성을 향상
할 수 있는 방안으로 냉매 측 상태로부터 압축기의 구동 토크를 연산하는 방안에 대해 제안하고 검토하고자 한다.
2. 연구배경
2.1 가변 압축기
가변 압축기는 외부 신호에 따라 경사각이 변화하는 사판의 회전운동에 의해 피스톤이 왕복 운동하는 용량 가변형 왕복동식 압축기로서 Fig. 1(a)에 가변 압축기 단면을 보여주고 있다. 사판의 경사각은 사판이 위치하는 제어실(Control room)의 압력에 의해 제어되며,(2,3) 제어실의 압력은 토출 머플러와 연결된 외부 제어밸브(External Control Valve, ECV)를 통한 제어 가스(control gas)의
유입량과 직경 1.9 mm인 실린더의 홀을 통해 흡입 머플러로 배출되는 바이패스 가스(bypass gas)양에 의해 결정된다. 제어 가스양은 외부
신호에 의해 제어되는 ECV의 개도량에 의해 결정되므로 외부 신호에 따른 제어실 압력 변화를 통하여 압축기의 용량 제어가 가능하다.(5) Fig. 1(b)는 ECV에 공급되는 전류(I)에 따른 흡입 압력(Suction pressure) 측정 결과로 압축기 용량이 최대 용량으로 고정되어 있는 최대 경사각
조건에서는 압축기의 운전속도가 증가함에 따라 냉매 유량의 증가로 인해 흡입 압력이 낮아지는 반면, ECV 신호에 상응하는 흡입 압력 조건에서는 운전속도가
증가하여도 용량 제어에 의해 압축기 용량이 감소하여 흡입 압력이 일정하게 유지되는 것을 확인할 수 있다. 이와같이 가변 용량 압축기는 ECV의 전류에
따라 압축기의 용량 제어에 의해 흡입 압력이 일정하게 유지되며, 이때 ECV의 전류와 흡입 압력과의 관계가 ECV 특성곡선(ECV specific
line)이다. 그러므로 가변 압축기는 흡입 압력에 상응하는 증발기 측 냉매의 증발온도를 차량의 부하 조건에 따라 외부 신호를 통하여 제어할 수 있다.
Fig. 1 Variable compressor and ECV specific line.
Table 1. Torque calculation parameters and test condition
|
Torque calculation factors
|
Automotive information for A/C system
|
Test condition range
|
|
∙Compressor speed[rpm]
|
∙Calculation from Engine speed
|
700~4,000 rpm
|
|
∙Discharge pressure[MPa]
|
∙High pressure sensor
|
0.7~2.5 MPa
|
|
∙Mass flow rate[kg/h]
∙Suction pressure[MPa]
∙Suction temperature[℃]
∙Discharge temperature[℃]
|
∙Evaporator inlet temperature
|
10~40℃
|
|
∙Evaporator air volume flow(blower voltage)
|
3~12 V
|
|
∙ECV current(compressor stroke volume)
|
300~750 mA
|
2.2 연구 목적
가변 압축기를 구동하기 위한 엔진의 토크 출력은 압축기 연산 토크에 의해 결정되므로, 압축기의 토크를 정확히 연산하는 것은 엔진 출력의 최적제어를
통한 차량의 연비 및 정숙성을 개선할 수 있다. 그러나, 현재 사용되고 있는 압축기의 토크 연산 방식은 증발기 측의 공기 부하에 따른 토크 맵을 사용하므로,
증발기및 증발기 블로우 등의 성능 편차와 TXV의 불안정한 거동 조건에서의 토크 연산의 오차가 발생하고 있다. 그러므로 본 연구에서는 이러한 문제점을
개선하기 위해 냉매 측의 인자를 직접 계측하여 압축기 구동 토크를 직접 연산하는 방안에 대해 검토하고자 한다.
압축기의 구동 토크는 식(1)과 같이 압축기의 운전속도에 따른 냉매의 흡입 압력($p_{suc}$), 흡입 온도($t_{suc}$), 토출 압력($p_{dis}$), 토출 온도($t_{dis}$)
및 냉매 순환량($\dot m_{ref}$)에 의해 결정되며,
Table 1은 냉매 측의 토크 인자와 현재 차량에서 토크 연산에 사용되는 인자를 비교하여 나타내고 있다. 압축기의 운전속도($rpm$)와 토출 압력($p_{dis}$)은
엔진의 회전 속도 및 공조기 보호용 고압 센서로부터 취득 가능하며, $p_{suc}$, $t_{suc}$, $t_{dis}$, $\dot m_{ref}$는
증발기 입구 공기 온도와 블로우 출력 및 ECV 전류에 의해 결정되므로 압축기의 구동 토크는 운전속도, 토출 압력, 증발기 입구 공기 온도, 증발기
블로우 출력 및 ECV 전류에 대한 토크 맵으로 부터 토크를 연산할 수 있다. 이와같이 압축기 토크의 직접 인자인 압축기 운전 속도와 토출 압력과
간접 인자인 증발기측 공기 부하에 대한 토크 맵으로부터 연산된 압축기의 구동 토크를 “부하토크”라 명명할 수 있으며 현재 양산되고 있는 다수의 차량에
이와같은 부하토크가 압축기 토크 연산에 사용되고 있다. 부하토크 맵을 작성하기 위한 평가 조건은 Table 1에 제시되었으며, 토크 연산을 위한 인자는 모두 기존의 차량 정보를 통하여 확인 가능하므로 추가적인 센서의 장착 없이 양산 적용이 가능한 장점이 있는
반면, 증발기측 공기 부하를 사용하므로 압축기 토크 연산의 신뢰성에 한계가 있다.
3. 연구방법
이와 같은 부하토크의 한계에 대한 개선 방안으로 본 연구에서는 증발기측 공기 부하를 대체하여 압축기 토크의 직접 인자인 냉매 측 상태를 계측함으로
연산 토크의 신뢰성을 향상하고자 한다.
차량 정보로부터 확인 가능한 압축기 운전속도 및 토출 압력 외에 냉매 측의 토크 인자는 흡입 압력($p_{suc}$), 흡입 온도($t_{suc}$),
토출 온도($t_{dis}$) 및 냉매 유량($\dot m_{ref}$)으로서 토크 연산을 위하여 냉매 측 인자를 모두 계측하는 것은 다수의 센서가
요구됨으로 차량 양산 적용에 타당하지 않다. 이에 대해, 토크 연산 인자에 대한 영향도 분석을 통하여 추가적인 센서의 수를 최소화하면서 토크 연산의
신뢰성을 향상할 방안을 제시하고자 한다.
Table 2는 Table 1의 평가 결과에서 차량 공조기 운전 조건을 대표할 수 있는 2000 rpm, 토출 압력 1.5 MPa의 결과에 대한 냉매 측 토크 인자의 영향도 분석결과를
나타내고 있다. Table 1 평가 범위의 증발기 측 부하 및ECV 출력 조건은 10℃/3 V/300 mA~40℃/12 V/750 mA이나, 2000 rpm 조건에서 토출 압력
1.5 MPa를 만족하는 증발기 측 부하 조건은 28℃/6 V/420 mA~35℃/12 V/600 mA 범위이다.
Table 2. Compressor torque influence analysis results for the factor on the refrigerant
side
|
Torque map test results ＠2,000 rpm, pdis = 1.5 MPa
|
Analysis results for the torque parameter
|
|
|
Test condition
|
Direct torque parameter
|
Tcomp
|
|
|
|
Eva load
|
ECV
|
Mass flow
|
psuc
|
tsuc
|
tdis
|
|
|
℃/V
|
mA
|
kg/h
|
MPa
|
℃
|
℃
|
N․m
|
|
No. 1
|
35/12
|
600
|
104.1
|
0.27
|
8
|
86
|
11.8
|
|
No. 2
|
35/9
|
600
|
100.6
|
0.27
|
6
|
82
|
11.5
|
|
No. 3
|
35/6
|
600
|
83.4
|
0.27
|
0
|
71
|
9.1
|
|
No. 4
|
28/12
|
520
|
83.2
|
0.31
|
9
|
78
|
9.0
|
|
…
|
28/12
|
420
|
57.2
|
0.38
|
14
|
74
|
5.9
|
|
No. 84
|
28/6
|
420
|
39.4
|
0.38
|
9
|
66
|
4.7
|
평가 조건(Eva load, ECV output)에 따른 냉매 측 토크 인자(Mass flow rate, psuc, tsuc, tdis)에 대한 영향도
분석결과 냉매 유량의 영향도가 97%이며, 흡입 압력과 흡입 온도의 영향 도는 각각 81%, 41%인 것을 확인할 수 있으며, 토출 온도의 영향도는
4% 수준임을 확인하였다. 영향도 분석은 엑셀(EXCEL) 프로그램의 RSQ 함수를 이용하여 진행하였으며, 영향도의 합이 100%가 넘는 것은 상호
인자 간의 교호 작용이 있음을 의미한다. 결과적으로 냉매 유량은 압축기 구동 토크와 97% 수준의 영향도가 있음을 의미하고, 유량 계측만으로도 매우
높은 정밀도로 압축기 토크를 연산할 수 있음을 확인하였다.
4. 차압에 의한 토크 연산
냉매 유량은 유로상의 차압에 비례하므로, 본 연구에서는 압축기 토출 유로 상의 차압으로 토크 맵을 작성하고자 한다. Fig. 2는 본 평가에 사용된 차압 센서가 장착된 압축기와 토출 유로를 보여주고 있다. 실린더에서 배출된 냉매는 토출 머플러에서 토출 유로를 통하여 압축기에서
배출되므로, 토출 유로 전단의 압력($p_{d H}$)과 후단의 압력($p_{d L}$) 차가 발생하고 각각의 압력은 차압 센서에서 계측되며, 계측된
압력의 차압은 냉매 유량에 비례한다.
차압 센서가 장착된 압축기는 Table 1의 부하 토크 평가 조건에 대해 평가를 진행하였으며, 각각의 토출 압력과 압축기 운전속도에서의 차압과 토크의 관계를 Fig. 3에 나타내고 있다. 압축기의 운전속도는 평가 범위 700~4000 rpm 구간에 대해 총 7개의 운전속도(700, 900, 1200, 1500, 2000,
3000, 4000 rpm)에 대해 계측하였으며, 토출 압력은 차압 센서의 후단 압력($p_{d L}$)을 기준으로 0.7~2.5 MPa 구간에서
총 12구간(0.7, 0.8, 0.9, 1.0, 1.1, 1.3, 1.5, 1.7, 1.9, 2.1, 2.3, 2.5 MPa)에 대해 측정하였다.
Fig. 3은 대표적인 토출 압력(0.7, 1.0, 1.5, 2.0 MPa)에서 압축기의 운속도별 차압에 따른 압축기 토크 맵을 보여주고 있다.
Fig. 2 Compressor to measure differential pressure.
Fig. 3 Compressor torque map for the compressor discharge pressure(pdL).
차압과 토크와의 관계는 기본적으로 기울기가 상이 한 두 개의 직선 함수로 표현되는데, 차압이 작고 기울기가 큰 직선은 가변 조건으로서 차압에 따라
압축기의 행정 체적이 변화하므로 토크 변화가 크게 발생하는 반면, 차압이 크고 기울기가 작은 직선은 최대 경사각 조건으로서 압축기의 행정 체적이 고정되어
있으므로 차압 변화에 따른 토크 변화가 상대적으로 작은 것을 확인할 수 있다. 이와같이 각각의 토출 압력과 압축기 운전속도에 대해, 차압에 따른 토크
맵으로부터 연산된 압축기의 토크를 “차압토크”라 하고자 한다. 각각의 운전속도와 토출 압력의 사이 값은 보간법을 활용하여 연산하였다.
5. 검증 평가 결과
본 장에서는 가솔린 엔진 1600 cc 차량을 이용한 실차 평가를 통하여 차압토크에 대한 신뢰성을 검증하였다. 차량 정차(Idle) 상태는 차량을
구동하기 위한 엔진 토크는 요구되지 않고 엔진 토크의 대부분이 압축기를 구동하기 위해 사용되므로, 정차 조건에서의 압축기 구동 토크를 연산하는 것이
가장 중요하다. 그러므로 본 평가는 차량 정차 상태(압축기 925 rpm)에서 외기 부하에 따라 진행되었으며, X-축 시간을 기준으로 0초에서 압축기를
기동하고 시스템 및 토크가 충분히 안정되는 80초간 평가를 진행하였다.
차압 센서가 장착된 압축기는 실차에 장착되어 압축기의 운전속도, 토출 압력(pdL) 및 차압(pdH-pdL)을 계측하여 Fig. 3의 압축기의 차압에 따른 토크 맵에서 압축기의 토크를 연산하게 된다. 압축기의 실토크는 압축기 회전축에 장착된 스트레인 게이지를 통하여 계측하였으며,
현재 양산 차량에는 부하토크가 적용되어 있으므로 차량 공조기의 ECU와의 통신을 통하여 부하토크를 취득하였다. 평가 결과는 압축기 기동 후 약 30초까지의
기동 구간과 토크 값이 안정 상태를 유지하는 안정화 구간(30~70초)에 대해 비교하였으며, 각각 차압토크와 부하토크의 신뢰성은 스트레인 게이지를
이용하여 계측된 실토크와의 오차 비교를 통하여 진행되었다.
5.1 고부하 조건
Fig. 4는 외기 40℃, 증발기 블로우 최대 풍량 12 V 조건에서의 실차 평가 결과로서 실토크 기준으로 압축기 기동 후 30초까지의 토크 변화 이후 토크가
안정적으로 유지되는 것을 확인할 수 있다. 실토크와 비교 결과, 부하 토크의 오차는 최대 3.1 N․m이며, 기동 구간의 평균 오차는 1.7 N․m
안정화 구간의 평균 오차는 1.0 N․m인 것을 확인할 수 있으며, 차압토크의 오차는 최대 4.2 N․m, 기동 구간 평균 오차 1.0 N․m, 안정화
구간 평균 오차 0.7 N․m인 것을 확인할 수 있다. 부하토크 대비 차압토크 비교 결과, 기동 시의 최대 토크 오차는 1.1 N․m 증가 하였지만,
기동 구간과 안정화 구간에서의 연산 토크 오차 평균값은 각각 0.7 N․m(42%), 0.3 N․m(30%) 감소한 것을 확인할 수 있다.
5.2 중부하 조건
Fig. 5의 외기 30℃, 증발기 블로우 6 V의 중부하 조건 평가 결과도 고부하 조건의 결과와 유사한 경향으로, 기동 구간과 안정화 구간에서의 토크 오차는
부하토크 대비 차압토크의 오차 평균값이 1.0 Nㆍm(71%), 0.8 Nㆍm (89%) 감소하였으며, 기동 구간에서의 최대 오차 값도 부하토크 오차
값 2.4 Nㆍm 대비 차압토크 오차값 2.6 Nㆍm로 거의 동등 수준인 것을 확인할 수 있다.
Fig. 4 Test result for the high load condition(ambient temperature 40℃, evaporator blower 12 V).
Fig. 5 Test result for the middle load condition(ambient temperature 30℃, evaporator blower 6 V).
Fig. 6 Test result for the low load condition(ambient temperature 10℃, evaporator blower 3 V).
5.3 저부하 조건
Fig. 6은 외기 10℃, 증발기 블로우 3 V의 저부하 조건으로서 기동 구간의 최대 토크 오차가 부하토크 대비 낮아졌으며, 평균 토크 오차는 기동 구간과
안정화 구간 모두 부하토크 대비 현저히 개선된 것을 확인할 수 있다. 또한, 저부하 조건에서는 TXV의 불안정한 거동에 의해 사판의 경사각이 급격히
변화하는 압축기의 이상 거동 현상이 발생(60~70초 구간)하는데,(8,9) 기존의 부하토크는 이러한 불안정한 거동 조건에서의 토크 연산 오차가 평균 3.8 Nㆍm까지 발생하는 반면 차압토크에서는 1.5 Nㆍm로 토크 오차가
현저히 개선되는 것을 확인할 수 있다.
5.4 실차 검증 결과
Table 3의 실차 평가 결과 값에서 실토크 대비 차압토크의 오차 평균은 기동 구간과 안정화 구간에서 0.02~ 1.0 Nㆍm로서, 이는 부하토크의 평균 오차
0.5~1.7 Nㆍm 대비 0.3~ 1.0 Nㆍm의 토크 연산 정확도가 향상된 것을 확인할 수 있다. 다만 기동 구간에서 발생하는 최대 토크 편차가
고부하 조건에서 3.1 Nㆍm 대비 4.2 Nㆍm로 1.1 Nㆍm의 오차가 증가하는 것을 확인할 수 있는데, 이는 기동 구간에서의 흡입 압력이 토크
맵의 평가 조건 대비 현저히 높기 때문에 발생하는 현상으로 향후 기동 구간에서의 흡입 압력 변화를 고려하여, 토크 연산의 정확도를 더욱 개선하고자
한다. 또한, 기존 부하토크에서는 토크 연산이 거의 불가능한 저부하 조건의 토크 불안정 구간에 대한 토크 연산도 부하토크의 오차 3.8 Nㆍm 대비
1.5 Nㆍm로 개선됨을 확인할 수 있다.
이러한 냉매측 조건에 의한 토크 연산 방안은 공조기 부품의 성능 편차에 관계없이 냉매측의 차압에 의해서만 토크 연산이 가능하므로, 양산 품질 편차
및 사용 기간에 따른 공조기 부품 성능 저하의 영향도 받지 않는 장점이 있다.
Table 3. Automotive test results for verification of the reliability of torque calculation
|
|
High Evaporator Load
|
Middle Evaporator Load
|
Low Evaporator Load
|
|
Load
torque
error
|
Differential pressure
torque error
|
Load
torque
error
|
Differential pressure
torque error
|
Load
torque
error
|
Differential pressure
torque error
|
|
Calculation torque error
Nㆍm
|
Start condition
(~30sec)
|
Max
|
3.1
|
4.2(+1.1)
|
2.4
|
2.6(+0.2)
|
2.1
|
1.0(-1.1)
|
|
Average
|
1.7
|
1.0(-0.7)
|
1.4
|
0.4(-1.0)
|
0.9
|
0.02(-0.88)
|
|
Stable condition
(30~70sec)
|
Average
|
1.0
|
0.7(-0.3)
|
0.9
|
0.1(-0.8)
|
0.5
|
0.2(-0.3)
|
|
TXV un-stability
|
None
|
None
|
None
|
None
|
3.8
|
1.5(-2.3)
|
6. 결 론
본 논문에서는 기존의 증발기 측 공기 부하 조건에 따른 토크 연산 방안의 신뢰성을 개선하고자, 냉매 측 조건에 따른 토크 연산 방안에 대해 연구를
진행하여 다음과 같은 결과를 확인하였다.
(1) 기존의 토크 연산 방법인 부하토크는 시스템 불안정 상태 및 부품의 성능 편차를 반영하지 못하므로 토크 연산의 신뢰성 향상에 한계가 있다.
(2) 냉매 측의 토크 연산 인자에 대한 영향도 분석을 통하여 냉매 유량의 영향도가 97% 수준으로 가장 높음을 확인하였으며, 냉매 유량에 상응하는
토출 과정의 차압에 의해 토크를 연산하는 차압토크 방안을 제안 하였다.
(3) 차압과 압축기 구동 토크와의 관계는 토크 맵 평가 결과로부터 각각의 토출 압력과 운전속도에 대해 가변 조건과 최대각 조건에서 기울기가 상이한
일차 함수식으로 제안하였다.
(4) 실차 평가 결과, 차압토크는 부하토크 대비 토크 연산 오차의 평균값이 작동 구간 및 평가 조건에 따라 0.5~1.7 Nㆍm에서 0.02~1.0
Nㆍm로 오차 범위가 0.3~1.0 Nㆍm 개선된 것을 확인할 수 있다.
(5) 또한, 저부하 조건에서 주로 발생하는 TXV의 불안정한 거동에 의한 토크의 이상 거동 구간에 대해서도 차압토크의 평균 오차값은 1.5 Nㆍm로
부하토크 평균 오차 3.8 Nㆍm 대비 현저히 개선된 것을 확인할 수 있다.
(6) 이와같이 냉매측 차압에 의한 토크 연산 방안은 공조기 성능에 관계없이 냉매측의 차압에 의해 토크 연산이 가능하므로 공조기 성능에 영향을 받는
부하토크의 문제점을 개선할 수 있다.
본 연구의 결과인 토출 과정의 냉매 차압에 의한 압축기 토크 연산 방식은 차압 센서의 장착만으로 가변 압축기 구동 토크 연산의 신뢰성이 향상되고,
공조기 품질 편차에 따른 연산 토크의 오차 문제를 개선할 수 있으므로 양산 차량에 적용될 수 있는 타당한 기술로 판단된다.