Nomenclature

α : quarl angle

S_i : inner swirl number

S_o : outer swirl number

HC : hydrogen co-firing ratio(volumetric ratio)

ϕ_g : global equivalence ratio

R_o : injector exit radius

R_i : main nozzle radius

R_p : inner nozzle radius

D : combustor diameter

L : combustor length

L_R : recess length

t : tangential swirler inlet width

h : tangential swirler inlet height

n : tangential swirler inlet number

1. 서 론

화석연료의 사용으로 인한 지구온난화 및 기후변화에 대한 이슈는 수년 전부터 제기되어 왔고 이에 대한 대안을 찾기 위한 연구 또한 지속적으로 이루어져왔다. 국내에서도 탄소중립을 위한 정책으로 2030년까지 국내 온실가스 배출량을 35% 이상 감축하는 방안을 발표하였다. 이를 위해 신재생 에너지 발전의 비중을 늘리고, 무탄소 연료인 수소(H₂)와 암모니아(NH₃) 연료를 활용한 계획안을 제시하였다. 그리하여 2025년 3월 발표한 11차 전력수급 계획에서 2030년에는 2.4%, 2036년엔 6.2%의 무탄소 전원을 설정하였다[1]. 이에 따라 대표적인 무탄소 연료인 수소와 암모니아를 사용한 발전(power generation) 비중이 계속해서 증가하는 추세이다. 발전용 무탄소 가스터빈에 대한 연구와 개발이 활발하게 이루어지고 있는 가운데, 국내 가스터빈 분야의 선두 주자인 두산에너빌리티(주) 또한 수소 혼소 및 전소 가스터빈 개발을 진행하고 있다.

수소는 대표적인 무탄소 연료로 CO₂ 발생을 현저히 낮출 수 있지만, 다른 연료들에 비해 매우 빠른 화염전파속도를 갖기 때문에 역화(flash-back)와 연소불안정(instability)으로 인해 발생되는 노즐 내부손상, 연소진동으로 출력 저하 및 연소실 손상 등의 문제들을 동반하게 된다[2,3,4]. 또한 동일 당량비의 탄화수소 화염에 비해 매우 높은 화염온도를 갖는 특징이 있어서 높은 질소산화물(이하, NO_x) 배출을 보이고 있다[2,5,6]. 기존 천연가스 연료기반의 가스터빈 엔진에 수소연료를 혼소(co-firing)하거나 수소연료만 연소시키는 전소(pure-firing)인 경우 앞서 기술한 문제들이 발생할 가능성이 크기 때문에 수소 혼소 및 전소용 연소기 개발이 무탄소 발전에 필수적이다.

본 연구팀에서는 이전 연구에서 NG(Natural Gas) 연료에 최적화된 랩 스케일의 가스터빈용 이중선회(dual swirl) 연소기에 대한 다양한 연구들을 수행하였다[7,8,9,10]. 그 결과 이중구조의 노즐에서 내부 노즐의 선회강도 변화는 내부 유동과 외부 유동의 혼합도를 변화시켜 부분 예혼합화염의 생성위치에 큰 영향을 미치고 있음을 보고하였다. 또한 당량비 ϕ ≥ 0.6의 조건에서 zero에 근접한 CO 배출과 최대 15 ppm 이하의 우수한 NO_x 배출성능이 확인되었다. 이처럼 이전 이중선회 인젝터 연구들은 NG 연소기로 수소를 기반으로 한 무탄소 연소기 개발에서 수소 함량이 높은 수소 혼소 화염은 NG의 메탄 화염에 비해 매우 빠른 연소속도와 높은 화염온도로 인해 연소 배출성능(NO_x)을 확인하기 위한 추가적인 연구가 요구되었다.

이에 본 연구에서는 NG 연료에 최적화된 이전의 이중선회 연소기 인젝터를 개량하여 수소 혼소 및 전소에 최적화된 연소기 개발이라는 최종 목표를 위해서 먼저 거시적인 화염거동과 NO_x 배출특성을 주안점으로 선행연구를 진행하였다. 이를 위해 선행연구의 변수로서 Quarl 각도와 이중선회 구조에서 내부노즐의 선회강도가 수소 혼소 화염에 미치는 영향에 대해 조사하기 위해 동일한 유동 조건에서 내부 선회기의 선회수와 Quarl 각도를 변경하며 현상들을 관찰하였다.

2. 실험방법 및 조건

본 연구에 사용된 동축(co-axial) 역선회 인젝터는 메인 버너 역할을 하는 외부노즐과 파일럿(pilot) 역할의 내부노즐 각각에 접선(tangential) 방향 선회기와 축(axial) 방향 선회기로 구성되는데 이에 대한 개략도 및 연료와 산화제의 공급 유로계를 Fig. 1에, 실험조건은 Table 1에 도시하였다. Fig. 1에서 보이는 파일럿 노즐인 내부 노즐의 선회기 베인형상 방향은 반시계 방향이며, 외부 노즐의 접선 방향 선회기는 시계 방향으로 이들 선회기 방향이 서로 반대 방향(역선회)의 구조를 취하고 있다. 시계 방향의 선회운동을 갖는 외부 노즐에는 기존 연료인 메탄과 산화제인 공기가 공급되는데, 발전용 가스터빈연소기의 혼합방식을 모사하기 위해 산화제에 연료가 수직으로 분사되는 방식(jet in cross)으로 연료를 공급하였다. 또한 베인형 선회기를 갖는 내부 노즐에는 Fig. 1에서 도시한 바와 같이 수소 혼소에 필요한 수소연료가 별도로 공급되는 구조이다. 메인 연소를 주도하는 외부노즐 출구각도의 영향을 살펴보기 위해 출구 부분을 Quarl 형태의 cap으로 설계하여 Quarl 각도를 0°, 18.4°, 33.7°로 설정하였다.

Fig. 1.

Schematic of co-axial counter-swirl injector.

한편, 내부 및 외부 선회기의 선회를 부여하는 방식이 축방향의 선회익 방식과 반경방향의 접선형 방식으로 서로 다르기 때문에 각 선회기의 선회강도인 선회수(swirl number) 또한 다르게 계산된다. 내외부 유로의 선회기의 선회수는 Gupta와 Syred의 논문[11,12]을 참고하여 반영하였고, 계산식은 식 (1)과 (2)와 같다.

여기서 S_i와 S_o는 내부와 외부 선회기의 선회 수를, R₁과 R₂는 선회기와 내부 유로의 직경을 나타내며, R_o는 선회유동의 출구반경, R_i는 선회유동의 출구반경, R_p는 내부 유동관의 반경, n은 접선형 선회기 입구 개수, t는 접선형 선회기 입구의 폭, h는 입구의 높이를 나타낸다. 이 경우 계산된 선회(강도)수와 Quarl 각도들에서 각각 0.83과 18.4°를 기준(reference) 조건으로 설정하여 다른 조건들과 비교·관찰하였다.

수소 혼소 연소특성을 파악하고자 연료는 메탄과 수소를 사용하였으며, 이 경우 연료의 저위 발열량(LHV)을 기준으로 전체 열용량을 5 kW로 고정하여 연료의 부피비로 유량을 결정하였다. 수소 혼소율(hydrogen contents, 이하 HC)은 수소함량이 0%의 메탄 전소 조건인 HC0에서 수소함량 60% 조건인 HC60까지 가변하여 조사하였으며 연료와 산화제의 유량은 정밀 교정기(Defender 520H, Accuracy 1%)와 건식 가스메타를 통해 검증된 질량유량계(Mass Flow Controller, MFC)를 사용하여 조절하였다. 역선회 인젝터의 직접화염 이미지는 DSLR 카메라(D3200: Nikon, Japan)로 촬영하였으며, 본 연구에 사용된 고속카메라는 NAC사의 MEMRECAM HX-7s이고 광증폭기는 Invisible Vision사의 UVi camera intensifier (model 1850-10)를 동기화하여 사용하였다. OH* 화학자발광 이미지 취득을 위한 자외선 영역의 계측은 UV-lens (Nikon Rayfact PF10545MF)와 single bandpass filter (AVR OPTICS, 320/40 nm BrightLine)를 사용하였다. 질소산화물을 비롯한 연소 배출성능의 정밀한 분석을 위해서는 비분산적외선(NDIR) 방식의 배가스분석기(Model: NOVA IR pro)를 사용하여 NO_x를 측정하으며 NO_x 농도는 건식기준에 O₂ 15% 조건으로 환산된 값을 취하였다.

3. 실험 결과 및 고찰

3.1 동축 역선회 인젝터의 화염거동

3.1.1 작동 조건에 따른 거시적인 화염거동

본 연구인 파일럿 노즐 기준 동축 역선회 연소기에서 수소 혼소율과 당량비에 따른 화염형상을 관찰한 결과, Fig. 2에 흰색 선으로 나타낸 바와 같이 선회유동의 전형적인 특성인 외부재순환 영역(Outer Recirculation Zone, 이하 ORZ)과 내부재순환 영역(Central Recirculation Zone, 이하 CRZ)이 나타났으며, 내부 유동과 외부 유동 사이에 위치한 내부전단층(Inner Shear Layer, 이하 ISL)과 외부 유동과 외부재순환유동 사이에 외부전단층(Outer Shear Layer, 이하 OSL)이 나타났고, 총 5종류의 화염형상이 확인되었다. Fig. 3은 이러한 5가지 화염형상이 모두 존재하는 기준(이하 Ref) 조건인 선회수 0.83, Quarl 각도 18.4°에서 본 연구에 사용된 당량비와 수소 혼소율 변화에 따른 화염형상들의 직접사진들을 보여주고있다.

Fig. 2.

Characteristics of swirl flames.

Fig. 3.

Flame shapes in co-axial counter-swirl injector under Ref condition.

먼저, Fig. 3-(a) 이미지는 ‘V shape flame’으로 선회화염에서 전형적으로 관찰되는 화염형상으로 본 연구에서는 HC20, 글로벌 당량비 0.6~0.8 조건에서 주로 발생하였다. 이 경우 전체 연료 유량의 20%를 수소로 혼소시켜도 증가된 연소속도로 인해 연소실 벽면을 타고 ORZ 영역으로 바깥 화염이 전파되질 않아 ‘V’형태의 혀염을 유지하였다. Fig. 3-(b)에 해당하는 ‘M shape flame’은 HC0, 글로벌 당량비 0.65~0.8 조건에서 나타나며, ORZ의 영향을 받아 연소실 벽면을 따라 덤프면 쪽으로 바깥 화염이 전파되어 ‘M’형태의 화염형상을 갖는다. Fig. 3-(c)에 해당하는 ‘Stretched V shape flame’은 HC0 조건에서는 글로벌 당량비가 0.5 ~ 0.6 범위, HC20 조건에서는 글로벌 당량비가 0.45 ~ 0.55 범위에서 주로 발생된다. 이처럼 신장된 (c) 형상의 V화염은 (b) 화염에 비해 상대적 낮은 당량비 조건과 증가된 외부노즐의 산화제 유량으로 인해 ORZ로 화염전파가 발생하지 않게된다. 그 결과 기존의 (a) 화염과 달리 연소실 벽면에 충돌한 후 외부재순환 영역이 아닌 후류 영역에서 추가적인 연소반응이 일어나게 되어 Fig. 3-(c)에서 보는 바와 같이 ‘stretched V shape’형태의 화염거동을 취하게 된다. Fig. 3-(d) 화염인 ‘U shape’은 본 연구에서 부상화염의 전형적인 화염형상으로 수소 혼소율 40%, 글로벌 당량비 0.65 ~ 0.8 범위에서 발생되고, 수소 혼소율 60%에서는 당량비 0.6 ~ 0.8 범위에서 발생된다. 마지막으로 역시 화염이 부상된 Fig. 3-(e) 화염의 ‘Round V shape flame’은 HC40 조건에서는 글로벌 당량비 0.4 ~ 0.6에서, HC60 조건에서는 글로벌 당량비 0.4 ~ 0.55 범위에서 나타나는데, 같은 부상화염인 (d) 화염의 ‘U shape flame’에 비해 화염 내부에 성층화 형태로 내부 노즐에서 분사된 수소화염의 형상이 선명하게 관찰된다. 이는 낮아진 당량비 영향과 증가된 외부 노즐의 산화제 유량으로 재순환 영역들에서 CRZ 유동이 강화되고 CRZ 유동을 통해 유입되는 연소생성물 중에 포함된 잉여의 산소 농도가 높아져 주로 노즐 중앙으로 분사되는 수소화염에서 수소의 선호확산(preferential diffusion) 반응효과가 좀더 활발해진 것으로 사료된다.

3.1.2 메인노즐의 Quarl 각도의 영향

고정된 선회강도(S_i = 0.83)에서 연소를 주도하는 외부노즐의 출구각도인 Quarl 각도를 변수로 조사한 결과 Quarl 각도가 유동의 변화에 의해 화염거동과 재순환 영역에 영향을 미치는 것을 관찰할 수 있었다. Fig. 4의 (a), (b), (c)는 수소 혼소율 20%, 글로벌 당량비 0.75에서, (d), (e), (f)는 수소 혼소율 60%, 글로벌 당량비 0.75에서 Quarl 각도에 따라 동일한 촬영조건으로 취득한 화염의 직접사진 이미지들을 보여주고 있다.

Fig. 4.

Effect of quarl angle and hydrogen contents for S_i = 0.83, ϕ_g = 0.75. Direct flame photos.

먼저 수소 혼소율 20%, 글로벌 당량비 0.75 조건인 Fig. 4(a), (b), (c)에서 Quarl 각도에 따른 화염형상을 비교하였다. Quarl 각도가 없는 α = 0°인 (a)-화염은 Quarl 각도가 18.4°인 Ref 조건의 (b)-화염과 다르게 부상된 화염형상이 나타났다. 이는 Quarl 각도에 따라 노즐 출구에서 직경이 각각 다르기 때문에 각 노즐 출구 조건 유속이 달라져 3개 출구각도 중에서 상대적으로 유속이 빠른 α = 0°인 (a)-화염이 부상된 것으로 판단된다. 그런데 Quarl 각도가 α = 18.4°인 Fig. 4-(b) 화염에서는 혼합기 유속이 감소되어 부착된 화염으로 존재하다가 (c)-화염에서는 Quarl 각도가 증가했음에도 불구하고 부착된 화염이 다시 부상되는 화염형상으로 나타났다. 이를 통해 적당한 Quarl 각도는 내 외부 유동간의 혼합을 향상시키지만, 일정 이상의 각도인 경우 오히려 혼합성능을 저해하는 것을 알 수 있으며 보다 구체적인 분석은 본 연구와 별도로 추후 계속되는 연구로 보고할 예정이다.

다음으로 수소 혼소율이 가장 높은 HC60, 당량비 0.75인 Fig. 4-(d),(e),(f)에서 Quarl 각도가 18.4°인 Ref 조건의 (e)-화염과 비교했을 때 (d)-화염에서는 화염선단의 폭이 좁아지고, 화염의 부상높이가 증가하였고 (f)-화염은 (e)-화염에 비해 역시 화염의 부상높이가 증가하였다. 수소 혼소율이 60%로 높아짐에 따라 모든 화염에서 수소화염을 구분할 수 있는 연소생성물 중의 수증기(H₂O*)와 반응하여 붉은색을 띄는 수소화염이 후류로 이동한 것을 볼 수 있다. 이를 통해 내부와 외부 유동간의 혼합이 강화될수록 붉은색을 띄는 수소화염은 상류(e-화염)로, 혼합이 약화될수록 후류(d,f-화염)로 이동하고 있음을 알 수 있다.

결과적으로 인젝터 노즐 출구의 Quarl 각도는 내·외부 유동간의 혼합을 촉진시키지만, 덤프면과 형성된 화염대 면이 이루는 각도를 넘는 Quarl 각도(α = 33.7°)인 경우 오히려 혼합이 지연되어 화염이 부상되거나 부상 높이가 증가하는 것을 확인하였다. 이를 통해 최적의 인젝터 출구각도가 존재함을 알 수 있다．

3.1.3 내부 선회수의 영향

본 연구에 적용된 동축 역선회 인젝터에서 내부노즐 선회기의 선회강도(S_i)에 따른 화염형상 변화를 Fig. 5에 나타내었다. 내부 선회강도는 내·외부 유동간의 혼합속도와 재순환 영역에 큰 영향을 주는 것으로 나타났다.

Fig. 5.

Effect of inner swirl number and hydrogen content, for α = 18.4°. Direct flame photos.

먼저 HC20인 선회수 0.63, 0.83, 1.03 조건에서의 화염형상을 비교하였다. 선회수가 0.83인 Ref 조건에 해당하는 Fig. 5-(b) 화염은 노즐출구에 부착된 화염형상이 나타났는데 이보다 선회강도가 낮거나 큰 다른 두 조건에선 화염이 부상되었다. 다른 조건들과 다르게 부착화염 형상이 나타났다는 것은 화염전파속도가 높은 내부노즐의 수소 유동과 외부노즐의 메탄-공기 유동간의 혼합이 향상되었기 때문으로 판단된다. 또한 선회수가 0.63인 Fig. 5-(a) 조건과 다르게 다른 두 조건의 화염 형상에서는 외부노즐의 유동인 메탄화염과 별개로 내부에 희미하게 수소화염이 형성된 것을 확인할 수 있다. 선회수 1.03의 조건에서는 다시 부상화염의 형태가 나타났는데 이는 선회강도의 증가로 내·외부 유동 사이 전단층(Fig. 2에서 ISL과 OSL)에서의 신장률이 증가되어 (b)-화염처럼 노즐출구에 부착된 외부 화염대가 임계 소화신장률 이상이 되어 화염이 소염되어 노즐출구 근처로 부상된 것으로 판단된다. 이러한 현상은 Degeneve 등[13]의 연구에서 내부 선회수가 강할수록 화염이 부상되는 범위가 증가하고 이를 화염 스트레치(strech)로 설명하는 경우와 유사한 거동으로 이해된다.

가장 높은 수소 혼소율인 HC60 조건에서는 증가된 수소 혼소율 60%의 영향으로 붉은색을 띄는 수소화염이 뚜렷하게 관찰되었다. HC60 조건에서도 HC20 조건과 같이 선회수가 0.83인 Ref 조건(Fig. 5-(e))에서 유동간의 혼합이 향상되고 내부재순환 영역이 확장되는 것을 확인할 수 있었다. (e)-화염인 Ref 조건에서 붉을색을 띄는 수소화염 영역이 화염 상류까지 이동한 것을 관찰할 수 있는데, 당량비가 0.75에서 0.55로 낮아질수록 더욱 선명하게 관찰되었다. 또한 CRZ가 노즐출구에 가깝게 확장되어 화염 내부의 수소화염 영역이 노즐 출구부로 확장되는 것을 볼 수 있다. (f)-화염인 S_i = 1.03 조건에서는 유동간의 혼합이 S_i = 0.83에 비해 오히려 지연되어 다른 두 조건보다 화염의 부상 높이가 증가한 것을 알 수 있고, (e)-화염인 Ref 조건보다 재순환 영역이 약화되어 수소화염 영역이 축소됨을 볼 수 있다.

이전 연구에서 이중선회화염의 경우 내부 선회수가 증가할수록 내·외부 유동간의 혼합이 촉진되고 재순환 영역이 확장되는 것이 보고된 바가 있다[14]. 본 연구에서도 역배열 구성의 이중선회화염에서 내부 선회수의 증가는 유사한 효과를 보였지만, 혼합이 일어나는 전단층 영역에서는 신장율이 증가되어 스트레치에 의해 화염이 소화되는 현상으로 화염이 부상되거나 부상높이가 증가되는 현상도 같이 관찰되었다.

3.2 화염구조

선회수 0.83, 인젝터 출구각도 18.4°인 Ref 조건의 역선회 화염구조를 파악하기 위해 OH* 화학발광 이미지를 취득하여 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 6에서 보여지는 각 이미지들은 2000 fps의 고속카메라로 취득한 이미지들로 왼쪽 이미지는 OH 필터를 이용해 취득한 OH* 화학발광 이미지 500장을 평균화하여 나타낸 이미지이며, 오른쪽 이미지는 평균화된 이미지를 아벨변환(Abel transform)하여 나타낸 화염의 단면 이미지이다. 내부 중앙 노즐에 수소 유동이 주입되지 않는 HC0의 경우 글로벌 당량비 0.65, 0.75 조건에서는 M-shape 화염이, 0.55에서는 조건에서는 Stretched V-shape 화염이 나타났다. 20% 혼소율로 상대적으로 적은 양의 수소가 주입되는 HC20의 경우 모든 당량비 조건에서 V shape 화염이 관찰되었지만, 글로벌 당량비 0.65, 0.75 조건에서는 부상화염이 확인되었고 당량비가 상대적으로 낮은 0.55 조건에서는 부착화염이 관찰되었다. 하지만 혼소율이 증가하여 수소 유동이 충분히 주입되는 조건인 HC40과 HC60의 경우는 노즐 중앙 위쪽인 주요 반응영역 내부에 약한 강도의 OH* 반응이 나타나게 되면서 화염의 형태가 전반적으로 U- shape으로 변화되는 것이 관찰되었다.

Fig. 6.

Averaged OH* chemiluminescence intensity image(left) and Abel-transformed image of the averaged data(right).

선회가 부여된 메인 유동은 내부재순환 영역을 형성시키고 재순환된 유동은 반응 이후의 연소생성물을 유동 중앙으로 유입시키는 역할을 한다. 이렇게 유입된 고온의 연소가스는 가운데 파일럿 노즐의 수소 유동과 혼합되어 반응하게 되고, 이로 인해 노즐 중앙 바로 위 내부재순환 영역에서 OH* 강도가 나타나는 것을 볼 수 있다. 글로벌 당량비가 낮아질수록 메인 유동으로부터 유입되는 과잉 공기의 양이 증가되어 수소화염의 강도 또한 증가하는 경향을 보였다.

3.3 NOx 배출성능

동축 역선회 인젝터에서 수소 혼소율, quarl 각도, 내부 선회강도에 따른 대표 연소 배출성능인 NO_x 배출농도를 조사하였다. 먼저 Quarl 각도 18.4°, 내부 선회수 0.83에서 수소 혼소율에 따른 NO_x 농도를 비교하여 Fig. 7에 표시하였다. 수소 혼소율이 높아질수록 NO_x 발생량이 증가하는 것을 볼 수 있는데, 이는 수소 혼소율 증가로 인해 높아진 화염온도가 더 많은 열적 NO_x 발생에 기여하였기 때문이다. 그런데 증가 경향을 보면, HC0~HC20 조건에서는 글로벌 당량비가 높아질수록 NOx 배출량이 지수적으로 증가하는 경향을 보이지만, HC40~HC60 조건에서는 선형적으로 증가하는 경향을 보인다.

Fig. 7.

NO_x emissions trend with hydrogen co- firing ratio and adiabatic flame temperature for α=18.4°, S_i=0.83.

본 원고에는 나타내지 않았으나 수소 혼소율이 낮은 조건에서는 당량비가 낮아짐에 따라 화염의 길이가 비교적 크게 증가하는데, 특히 당량비 0.7~0.8 조건에서 확연한 차이를 보였다. NO_x 배출이 지수적으로 증가하는 HC0~HC20 조건에서는 당량비가 낮을수록 증가된 화염길이로 화염이 연소기 벽면과 접촉하는 면적이 늘어나게 되고, 이러한 거동은 연소실 벽으로부터 열손실이 증가하는 효과를 가져와 화염의 온도가 낮아지게 된다. 일반적으로 화염온도에 따라 지수적으로 증가하고 감소하는 열적 NO_x의 배출 특성이 낮은 수소 혼소율 조건에서는 종래의 열적 NO_x 배출 경향을 따르는 것으로 판단된다.

이에 비해 수소 혼소율이 비교적 높은 HC40~HC60 조건에서는 당량비가 증가할수록 NO_x 배출농도가 선형적으로 증가하는 것을 확인하였다. 이처럼 수소 혼소율이 높을수록 수소연료의 빠른 화염 전파속도와 넓은 가연한계로인해 화염길이의 변화가 적어지고 화염의 온도변화가 작아져 NO_x의 배출경향이 선형적으로 증가하는 것으로 사료된다.

다음으로 Quarl 각도에 따른 NO_x 배출성능을 수소 혼소율 20%와 60%인 경우에서 비교하여 Fig. 8에 나타내었다. HC20 조건에서는 글로벌 당량비 0.75 조건과 나머지 두 조건이 반대의 경향을 보였다. HC 60 조건에서는 당량비와 관계없이 Quarl 각도가 0°일 때 가장 많은 양의 NO_x가 배출되었고, 18.4°일 때 가장 적은 양의 NO_x가 배출되는 경향을 보였다. 이를 통해 적당한 Quarl 각도는 Fig. 4에서 분석된 것과 유사하게 외부 노즐의 예혼합된 메탄과 산화제의 유동과 내부 노즐의 수소 유동간의 혼합을 향상시켜 NO_x 배출량을 감소시키지만, 과도한 Quarl 각도는 오히려 혼합을 약화시켜 NO_x 배출량을 증가시킨다는 것을 알 수 있다.

Fig. 8.

Effect of quarl angle on NO_x emissions, (a) hydrogen co-firing ratio 20%, (b) hydrogen co-firing ratio 60%.

마지막으로 Fig. 8과 동일한 수소 혼소율인 HC20과 HC60 조건에서 내부 노즐의 선회수에 따른 NO_x 배출성능을 비교하여 Fig. 9에 도시하였다. HC20 조건에서는 내부 선회수가 0.83에서 가장 높은 NO_x가 배출되었고 다른 두 조건인 선회수 0.63과 1.03에서는 NO_x 배출량이 감소하였다. 그럼에도 당량비가 ϕ_g = 0.75로 높아지게 되면 다른 두 당량비 조건에서의 NO_x 배출량이 선회수 0.83 조건에 비해 크게 증가하여 비슷해지는 것을 볼 수 있다. 그러나 먼저 내부 선회수 0.83 조건에서 다른 두 조건에 비해 NO_x 배출량이 많은 이유는 Fig. 5에서 볼 수 있듯이 S_i = 0.83인 경우가 다른 두 화염 형상과 다르게 화염이 노즐 팁(tip)에 부착된 형태로 존재하여 상대적으로 부상된 다른 화염에 비해 고온상태로 유지되게 된다. 따라서 덤프면 근처에서 노즐팁의 승온(heat-up)이 높은 NO_x 배출에 유리한 환경으로 조성됨으로 사료된다[15].

Fig. 9.

Effect of inner swirl number on NO_x emissions, (a) hydrogen co-firing ratio 20%, (b) hydrogen co-firing ratio 60%.

한편, HC60 조건에서는 내부 선회수 변화에 따른 NO_x 배출량의 차이가 HC20에 비해 크게 줄어들었음을 볼 수 있다. 이는 수소 혼소율이 증가함에 따라 확산속도가 매우 빠른 수소연료 특성(선호확산성)으로 내부 선회기의 선회강도 차이가 혼합정도와 이에 따른 화염온도 변화에 미미한 영향으로 NO_x 배출량 또한 큰 차이를 보이지 않은 것으로 사료된다.

4. 결 과

본 연구에서는 동축 역선회 인젝터에서 수소 혼소율, Quarl 각도, 내부 선회수가 거시적인 화염거동과 NO_x 배출에 미치는 영향을 파악하기 위한 기초 조사로 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 동축 역선회 인젝터에서 수소 혼소율과 글로벌 당량비를 변경하여 화염거동을 분석한 결과 수소가 혼소된 조건에서만 부상화염의 형태가 나타났고, 부상높이는 내외부 유동간의 혼합강도의 영향을 받는 것을 확인하였다.

2) 동일한 수소 혼소율, 당량비, 내부선회수에서 Quarl 각도를 변경하며 조사한 결과 확대되는 형태의 Quarl은 메인 노즐의 외부유동에 반경방향으로의 운동량을 부여하여 내·외부 유동의 혼합을 지연시키는 것을 확인하였다.

3) 내부 선회수의 변화는 내·외부 유동간의 혼합을 촉진하는 co-swirl 배열과 유사한 점도 있었지만, 전단층에서의 신장을 크게 증가시켜 화염이 반응하는 위치를 변경시키고 내부재순환 영역이 축소되는 결과로 나타났다.

4) 화염의 구조를 아벨 변환시킨 OH* 자발광 이미지를 통해 분석한 결과 화염의 반응영역은 내·외부 유동간의 전단층과 중앙 노즐 위쪽에서 나타났으며, 중앙 노즐 위쪽에 생성된 화염은 수소 유동과 재순환유동을 통해 유입된 연소가스의 과잉 산화제가 반응하여 생긴 영역으로 당량비가 낮은 조건일수록 과잉의 공산화제 증가로 OH* 강도가 강해지는 것이 확인되었다.

5) 기준(Ref) 조건의 화염에서 수소 혼소율이 낮은 경우 NO_x 배출량이 지수적으로, 수소 혼소율이 높은 경우에서는 선형적인 경향을 보인것은 수소 함량에 따른 반응영역과 화염온도의 변화 떄문이다. 또한 Quarl 각도와 내부 선회수에 따른 NO_x 배출 특성은 유동장의 차이로 인한 혼합정도와 화염형상 변화로 판단하였다.