Research Article

Journal of The Korean Society Combustion. 30 December 2019. 1-10
https://doi.org/10.15231/jksc.2019.24.4.001

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 수소 가스터빈 연소기술

  •   2.1. 수소-천연가스 혼합 연료의 워베 지수와 물성치

  •   2.2. 연료 조성변화가 가스터빈 연소기 운전 조건 및 연소 성능에 미치는 영향

  • 3. 수소 가스터빈 연소기 개발 동향

  •   3.1. Kawasaki - Aachen 대학 공동 연구

  •   3.2. MHPS(Mitsubishi Hitachi Power Systems)

  •   3.3. Siemens

  •   3.4. GE (General Electric)

  •   3.5. Ansaldo Energia

  • 4. 결 론

1. 서 론

정부는 지난 2018년 8월 혁신성장 전략투자 방향에서 ‘수소경제’를 3대 전략투자 분야로 선정한 이후, 2019년 1월에는 수소경제 활성화 로드맵을 발표하여 수소를 새로운 성장 동력이면서, 친환경 에너지의 원동력으로 인식하고, 2040년까지 수소경제 활성화를 위한 큰 정책 방향성과 목표 및 추진 전략을 소개하였다[1]. 동 로드맵에서는 수소경제를 수소용 자동차와 발전 등의 주요 에너지원으로서 수소가 사용되는 경제로 정의하고 있으며, 발전 분야의 경우에 연료전지 보급률 확대와 더불어 대규모 발전이 용이한 수소 가스터빈 기술개발 및 실증을 목표로 하고 있다.

또한, 산업통상자원부의 제3차 에너지기본계획[2]에 따르면 신재생 에너지의 급속한 확대가 필수적인 데 반하여, 신재생 에너지의 단점인 전력생산 간헐성에 의한 전력망 불안정을 보완하기 위한 보조전원으로서 운전 유연성(operational flexibility)이 뛰어난 가스터빈의 수요가 증가할 전망이다. 따라서, 전술하였던 범정부 차원의 수소경제로의 전환 정책과 더불어 신재생 에너지 전력 시장 확대 및 최근의 온실가스/미세먼지 등 기후 환경 이슈로부터 수소 가스터빈 기술개발에 대한 필요성은 매우 높아진 실정이다.

해외의 경우에 이러한 발전용 수소 가스터빈 개발 및 실증에 대한 필요성은 우리나라보다 오래전부터 부각되어 왔었고, 지난 10여 년 전부터 여러 에너지 분야 선진국에서는 국가적인 차원에서의 산학연 기술개발이 진행 중이다. 대표적인 예로서, 일본의 Kawasaki 중공업[3]에서는 Kobe 시에 100% 수소를 연료로 하는 1 MW급 가스터빈 발전 플랜트의 실증에 성공한 바가 있다. 또한, 기존의 대표적인 가스터빈 제작사인 GE, Siemens, MHPS 등도 앞다투어 수소 터빈의 연소기술 개발 현황을 소개하고 있다.

본 논문에서는 전 세계적으로 현재까지 진행되고 있는 수소 가스터빈 연소기술 개발 현황에 대하여 고찰하고자 한다. 세부적으로는 1) 수소 가스터빈 연소기 개발 시 기술적 고려 사항들을 소개하고, 2) 수소와 천연가스 혼합 연소 (이하 혼소) 및 100% 수소 가스터빈 연소기술 개발 현황에 대하여 다루고자 한다. 이로부터 본 논문의 목적은 현재 태동 단계에 있는 국내 수소 가스터빈 연소기술 개발을 위한 기초 자료를 제공하는 것이다.

2. 수소 가스터빈 연소기술

2.1. 수소-천연가스 혼합 연료의 워베 지수와 물성치

가스터빈 제작사 및 발전사에서 연료 다변화에 대한 설계 연소기의 허용 한계를 판단하는 기준으로 워베지수(Wobbe Index, WI) 또는 수정 워베지수(Modified Wobbe Index, MWI)가 사용되고, 다음과 같이 정의한다[4].

$$WI=\frac{HHV_{fuel,vol}}{\sqrt{\rho_{fuel}/\rho_{air}}},\;MWI=\frac{LHV_{fuel,vol}}{\sqrt{T_{gas}\rho_{fuel}/\rho_{air}}}$$ (1)

여기서, HHVLHV는 연료의 단위 체적당 고위발열량 및 저위발열량을 의미하고, ρfuelρair는 각각 연료와 공기의 밀도를 나타내고, Tgas는 연료 온도를 의미한다. 천연가스를 주연료로 사용하는 발전용 가스터빈의 경우에 천연가스의 원산지에 따라 화학적 조성과 발열량이 크게 다르므로, WI는 본래 천연가스 조성변화의 영향과 발열량 등급을 정량적으로 나타내는 지표로 사용되기 시작하였다. 이후 MWI는 서로 다른 두 가지 이상의 연료를 사용할 경우 일반적으로 WI를 대신하고 있다. 가스터빈 분야에서 유사한 범위의 WI(또는 MWI)를 갖는 연료의 경우에 연소기 설계상의 큰 변화 없이 기존의 시스템을 그대로 적용 가능한지를 판단하는 근거로 사용되고 있다[4], [5]. 일반적으로 천연가스의 주성분인 메탄(CH4)의 WI는 47~ 53 MJ/Nm3의 WI 값을 갖고, 수소(H2)는 40~48 MJ/Nm3으로 두 연료 사이에 큰 차이의 WI는 보이지 않는다[5], [6]. 그러나 유사한 범위의 WI를 갖는다고 하여 기존 천연가스용 연소기를 큰 개조 없이 수소 연소용으로 사용될 수 있다는 것을 의미하지는 않는다. 이는 WI가 연료의 화염 속도와 같은 다른 핵심적인 연소 성질을 반영하지 않기 때문이다.

Table 1은 수소와 메탄의 대표적인 가스 물성치를 비교한 것이다. 수소는 밀도와 분자량에서 대표적으로 가벼운 기체로서, 단위 질량당 높은 발열량을 보이지만, 단위 체적당 메탄 대비 낮은 발열량을 가지게 되고, 또한 매우 높은 확산 속도를 갖는 특징이 있다.

Table 1. Comparison of fuel properties between CH4 and H2 at 300 K and 1 atm [6]

Fuel CH4 H2
Density (kg/m3) 0.651 0.082
Mol. weight (kg/kmol) 16.04 2.02
Higher heating value (MJ/kg) 55.50 141.75
Lower heating value (MJ/m3) 36.17 11.60
Thermal diffusivity (10-6m2/s) 24.56 159.40
Mass diffusivity (10-6m2/s) 22.39 77.92
Adiabatic flame temperature (°C) 1,963 2,254

2.2. 연료 조성변화가 가스터빈 연소기 운전 조건 및 연소 성능에 미치는 영향

2.2.1. 희박 가연 한계(lean blowout limit)

현대의 가스터빈 예혼합 연소기는 질소산화물(NOx) 저감을 위하여 희박 가연 한계 근처에서 운전 조건이 선택되고, 여기서 희박 가연 한계는 화염의 블로우아웃(blowout) 발생 여부를 통하여 판단한다. 화염 블로우아웃은 연소기로 들어오는 연료-공기 혼합기의 속도가 화염의 속도보다 커지는 조건에서 발생한다. 화염의 속도는 연료 조성에 크게 의존하게 되는데, 수소의 경우에 높은 확산 속도와 화학 반응 속도로 인하여 가스터빈 연소기 운전 조건에서 메탄 화염 대비 최소 10배 이상의 난류 화염 속도를 갖는 것으로 알려져 있다[7], [8], [9], [10].

이러한 수소의 빠른 화염 속도는 가스터빈 운전 조건 선택 시 희박 가연 한계를 낮은 당량비 쪽으로 확장하는 순기능 역할을 할 수 있다. 수소-천연가스 혼합 화염에서 희박 가연 한계에 관한 다양한 연구들이 있었는데, Fig. 1은 Taamallah 등[6]이 몇 가지 가스터빈 연소기에서 수소-천연가스 연료 비율에 따른 희박 가연 한계를 정리한 것이다. 그림에서 보이듯이 스월러의 형상과 운전 조건에 따라 희박한계는 달라지나, 공통으로 메탄-수소 혼소 연소에서 연료 중 수소의 증가는 희박 가연 한계를 낮은 당량비 쪽으로 확장하는 것을 알 수 있다. 이는 다양한 연구 결과에서도 같은 경향을 보고한 바가 있다[9], [10], [11].

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Fig. 1.

Comparison of lean blowout limits from literature [6].

2.2.2. 역화(flashback)

역화는 수소 전소 및 수소-천연가스 예혼합 시스템의 설계시 가장 최우선으로 고려해야 하는 인자로 알려져 있다[3], [6], [9], [12]. 역화는 앞 절에서 언급한 블로우아웃과 반대되는 현상으로 Fig. 2의 개략도에서와같이 화염 속도가 유입되는 혼합기의 속도보다 과도하게 빨라서, 연소기 입구와 노즐 방향으로 화염이 역행하게 되는 현상이다. 예혼합 연소 시스템에서 역화가 발생할 시에 노즐 및 전체 시스템의 손상과 파괴로 연결된다. 이러한 역화 특성은 온도와 같은 연소기 운전 조건뿐만 아니라, 연료 조성에도 크게 의존하게 되는데, 특히 수소 화염의 경우에 전술하였듯이 화염 속도가 매우 빠른 관계로, 역화 방지 기술 및 운전 조건 선정에 관한 연구가 매우 중요하다. 그러나 가스터빈과 같은 난류 연소 시스템에서 연소 속도는 연료 고유의 물성치가 아니라, 연소실 유동 패턴(예, 스월러와 연소실 형상)에 크게 의존하므로, 역화에 대한 정확한 예측 기법 확립 및 데이터베이스를 구축하는 것은 어려운 과제 중의 하나로 여겨지고 있다. 이에 대한 해외 선진 가스터빈 개발사들의 역화 방지 연구 개발 노력은 후 절에서 더욱 자세하게 다룰 예정이다.

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Fig. 2.

Overview of flashback phenomenon [12].

2.2.3. 연소불안정(combustion instability)

연소불안정은 연소기 내 고유 음향장에 의한 동압의 섭동과 화염장에서의 열발생 섭동 간에 피드백 결합 때문에 두 섭동이 서로 위상차가 90o 이내(in-phase)가 되면 연소기 내부의 에너지가 증가하고, 이 값이 시스템 내부의 손실 또는 댐핑 에너지보다 크게 되면 발생하는 현상이다[13]. 수소-천연가스 혼소 시스템에서 연소불안정에 대한 실험적 또는 수치해석적 연구는 국내외에서 매우 활발하게 진행됐다[14], [15], [16], [17].

Penn State 대학[16]에서는 가스터빈 예혼합 연소기에서 같은 입구 온도와 속도 조건에서 당량비와 연소기 길이를 바꾸어 가면서 100% 천연가스와 75% 천연가스 + 25% 수소(체적 기준)의 두 가지 서로 다른 연료 조성에서 안정화 선도를 비교하였다. Fig. 3에서 보이듯이 연료 조성변화로부터 연소불안정이 발생하는 조건(즉, 연소기 길이와 당량비)이 달라진다고 보고하였다. 또한, Fig. 4는 Yoon 등[14]이 부분 예혼합 연소기에서 연소 조성의 변화에 따른 불안정 발생 주파수를 도시한 것으로서, 수소의 증가에 따라 불안정 주파수는 높은 조화진동(harmonic) 모드로 천이한다고 보고하였다.

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Fig. 3.

Stability maps in the Penn State generic premixed combustor [16].

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Fig. 4.

Increase in instability frequency with increasing the hydrogen fraction in the SNU lab-scale combustor [14].

이외에도 여러 연구 그룹에서도 이와 유사한 내용을 발표하였다[14], [15], [16], [17]. 요약하면, 연료 중 수소 분율의 증가 시 기존 100% 천연가스 연소 대비 화염의 길이가 짧아져서 연소기 입구 덤프면에 가까워지고, 또한 화염의 형상 역시 크게 바뀌게 된다. 이러한 화염 형상 및 길이의 변화는 연소기 입구에서의 혼합기 섭동(속도 또는 당량비 섭동)이 열발생율의 변동까지 전달되는 시간 지연(time delay)을 바꾸게 되고, 이는 전술하였던 열발생 섭동과 동압 섭동 간의 위상차에 영향을 미치게 된다. 즉, 희박 예혼합 가스터빈 시스템에서 수소의 증가가 모든 운전 조건에서 연소불안정을 더 촉진하거나 억제한다는 결론을 도출하기는 어렵다. 다만, 수소의 증가에 따라 동압과 열발생파 사이의 위상 관계에 따라 불안정했던 모드들이 안정해질 수도 있고, 반대로 안정하였던 조건이 불안정해질 수도 있다는 표현이 적절하다.

2.2.4. NOx 배출 특성

현대의 발전용 가스터빈에서 NOx의 배출은 연소불안정 모니터링과 함께 실시간으로 관리되어야 하는 가장 중요한 연소 특성 중의 하나이다. NOx는 연소장에서의 온도에 지수함수적으로 의존하기 때문에 Table 1에서 요약한 바와 같이 수소 연소는 천연가스 연소 대비 동일 조건에서 화염 온도가 높으므로 NOx의 증가를 초래할 수 있다. 그러나, 2.2.1절에서 언급하였듯이, 수소를 연료로 사용 시에 천연가스 연소와 비교할 때 희박 가연 한계를 낮은 당량비 쪽으로 확장하는 것이 가능하다. 따라서 수소 연소시 이러한 가연 한계 확장의 장점을 이용할 경우 NOx 저감에 대하여 천연가스 연소보다 긍정적인 역할을 할 수가 있다. Fig. 5는 Williams 등[18]이 발표한 예혼합 연소기에서 당량비에 따른 NOx 배출 특성을 도시한 것이다. 같은 당량비에서는 수소 화염의 경우에 메탄 화염 대비 높은 NOx 배출을 보이나, 수소를 연료로 사용 시에 희박 가연 한계를 확장할 수 있게 되어 최종적으로는 전체 시스템 측면에서 더 낮은 NOx 배출 특성을 확보할 수 있다고 하였다[6], [18].

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Fig. 5.

Measured NOx and CO emissions as a function of equivalence ratio in a swirl-stabilized combustor [18].

3. 수소 가스터빈 연소기 개발 동향

천연가스를 사용하는 발전용 가스터빈 연소기의 경우에 NOx 저감을 목적으로 대부분 희박 예혼합 연소기술을 적용하고 있는 반면에, 기존의 syngas 등 수소가 함유된 연료를 사용하는 가스터빈은 역화 등의 위험성을 피하고자 모두 비예혼합 방식의 연소기를 채택하여 왔다. 이 경우에, 확산 화염에 따른 NOx 증가를 최소화하기 위하여 다량의 증기 또는 질소 분사를 수반하는 방식을 적용하고 있다. 그러나 최신 또는 향후의 수소 터빈은 전 세계 가스터빈 선진 제조사들에서 모두 공통으로 예혼합 연소 또는 소형 마이크로믹서(micro-mixer) 방식의 연소기술을 적용을 시작하였거나, 검토 중이다. 본 절에서는 제조사별 수소 연소기 개발 진행 상황에 대하여 고찰해 보고자 한다.

3.1. Kawasaki - Aachen 대학 공동 연구

마이크로믹서(micro-mixer) 방식의 연소는 수소 전소 가스터빈에서 역화를 방지하고 NOx를 줄일 수 있는 가장 현실적인 방법으로 여겨지고 있고, 많은 해외 선진 제조업체들에서 기술개발을 위해 노력하고 있다. 마이크로믹서 연소기는 Aachen 대학교에서 1990년대에 두 개의 연속된 유럽 국책 과제를 통하여 항공용 보조 동력 장치인 APU(Auxiliary Power Unit)에 수소 연료를 도입하기 위하여 최초로 개발된 가스터빈 연소 방식이다[19], [20]. 이후 일본의 KHI(Kawasaki Heavy Industry)에서는 Kobe에 1 MW급 수소 플랜트에 적용을 위하여 Aachen 대학교와 공동 연구를 시작하였고, 현재 100% 수소 연소 마이크로믹서 가스터빈 플랜트 적용을 위한 마지막 검증 단계를 거치고 있다. (해당 플랜트는 2018년부터 100% 수소를 통한 실증을 마치고 운영 중이나, 이는 마이크로믹서 방식이 아닌 기존의 확산 화염 연소기와 증기 분사를 통하여 운영 중임[3].)

Fig. 6은 마이크로믹서 방식의 연소 원리를 설명하는 개략도이다. 기존의 가스터빈 연소 방식은 연소기에 걸쳐서 화염장이 넓게 분포한다. 아래 그림의 마이크로믹서 연소기는 이러한 하나의 큰 화염장을 매우 많은 수의 작은 화염으로 대체하는 것이다. NOx 생성은 연소 반응 시의 온도에 의존할 뿐만 아니라, 반응물이 고온의 화염장에 체류하는 시간(residence time)에도 선형적으로 비례한다. 따라서, 마이크로믹서 연소기에서는 이 반응물의 체류 시간 저감으로부터 NOx 생성을 대폭 줄일 수 있게 된다. 또한, 믹서 출구의 매우 작은(1 mm 이하) 노즐에서의 고속 유동 분출로 인하여 역화의 위험성을 제거할 수 있다. 연소기의 세부 개발 과정 및 핵심 기술에 대한 구체적인 정보는 공동 연구 그룹에서 발표한 논문들[3], [19], [20]에서 자세하게 언급되어 있다. Fig. 7은 KHI에서 공개한 마이크로믹서 시제품의 사진이다. 전체 연소기는 410개의 화염으로 구성되며, 각 화염은 1 mm 이하 지름의 연료 노즐로부터 형성된다. 최근 2 bar 조건의 연소기 시험이 성공적으로 수행되었으며, 전체 연소기 운전 부하 조건에서 역화가 발생하지 않았고, NOx는 20 ppm 이하로 계측되었다.

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Fig. 6.

Combustion principle of the micromixer combustor [3].

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Fig. 7.

Prototype of the KHI micromixer combustor [3].

3.2. MHPS(Mitsubishi Hitachi Power Systems)

일본의 대표적인 가스터빈 제조사인 MHPS는 syngas 외에도 부생가스(refinery gas), COG(coke oven gas), BFG(blast furnace gas) 등 다양한 형태의 수소 연소를 위한 다양한 모델의 가스터빈 개발과 운영 실적을 보유하고 있다. 이러한 대부분의 기존 수소 터빈용 연소기는 확산 화염 방식으로 NOx 저감을 위하여 대량의 증기 및 질소 분사를 수반하는 방식을 이용하여 왔다[21], [22], [23]. 그러나 전체 시스템 효율 향상과 강화되는 NOx 규제 강화를 만족시키기 위하여 궁극적으로 수소 연소 시스템에도 예혼합 연소기 개발에 박차를 가하고 있다. 두 가지 연소 개념을 고려하고 있는데, 하나는 체적 기준으로 30%까지의 수소-천연가스 혼소 연소 시스템과 다른 하나는 100% 수소 연소기 개발이다. 전자인 혼소 개념은 대략 향후 10년 후인 2030년까지의 발전 시장을 위한 상대적으로 단기적인 비전으로부터 제시되었다. MHPS는 현재 운영 중인 천연가스 및 석탄 화력 발전을 수소 발전으로 전체 대체되기는 경제적인 상황과 비용 측면에서 불가능할 것으로 내다보았고, 또한 수소 인프라 구축이 일본에서 급속도로 진행되고 있다고 하더라도 대형 가스터빈을 100% 수소 연료로 운전 가능할 수준의 수소 확보는 불가능하다는 전망을 제시하였다. 이로부터 2030년까지 현재의 천연가스 발전소의 인프라에 대한 수정을 최소화하면서 100% 수소 발전으로 가는 과도기 역할을 수행할 수 있는 30% 수소 혼소 기술개발에 매진하였다.

Fig. 8은 수소-천연가스 혼소를 위한 MHPS의 개략도이다. 상단의 그림에서 보이듯이 기존의 천연가스 연소용 MHPS 예혼합 연소기는 강한 스월 유동 방식을 채택하고 있다. 일련의 실험을 통하여 MHPS의 개발 보고서에 따르면, 수소 20% 수준까지는 기존 연소기와 노즐을 사용하였을 때, 역화의 문제가 나타나지 않았으나, 수소를 30% 수준으로 증가시킬 경우, 역화로 인하여 수정이 불가피하다고 하였다. 이를 위하여 스월 유동에 의한 연소기 입구의 재순환영역에서의 낮은 유동 속도에 의한 역화의 위험성을 줄이기 위하여 연소기 중앙 부분에 추가의 고속 유동을 분사해 줌으로써 역화의 위험성을 줄이는 데 성공하였다고 보고하였다. 현재 본 방식을 통하여 30% 연소기 실증 시험까지 완료한 상태이며, 향후 연소기 외의 부수적인 부품 개발과 발전소에서의 연료 혼소에 따른 운영 기술개발을 진행하고 있다.

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Fig. 8.

MHPS’s new combustor concept for hydrogen co-firing [22].

또한, 이와 동시에 100% 수소 연소가 가능한 마이크로급 가스터빈에 관한 개발과 연구를 수행하고 있으며, 이를 “Multi-cluster 연소기”라고 명명하였고, 연소기의 시제품과 개념도는 Fig. 9와 같다. 연소 원리는 KHI-Aachen 대학의 마이크로믹서 방식과 유사하여, 하나의 큰 노즐을 수많은 작은 지름의 노즐로 대체하여, 공기 분출 속도를 증가시켜 역화의 위험성을 줄이고, 고온에서의 체류 시간을 줄임으로써 NOx를 줄이는 방식이다. KHI의 연소기는 확산연소 방식임에 반하여 Multi-cluster 연소기는 짧은 구간이지만 그림에서 보이듯이 연료와 공기가 섞일 수 있는 예혼합 공간을 가지고 있다. MHPS에서는 이 방식을 도입한 가스터빈의 개발을 2025년에 완료하는 것을 목표로 하고 있다[21].

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Fig. 9.

MHPS’s multi-cluster combustor for 100% hydrogen firing [23].

3.3. Siemens

독일에 본사를 위치한 Siemens는 예혼합 방식의 수소-천연가스 혼소 기술개발에 가장 적극적인 제조사 중의 하나이다. 다양한 개발 결과로부터 15%까지의 수소-천연가스 혼소의 경우에 기존 천연가스 연소기를 큰 변경 없이 그대로 적용 가능하다고 발표하였다[24], [25]. 그러나 그 이상의 수소 분율을 혼소시에 역화와 고온 화염 영역을 막기 위하여, 재료의 선정과 연료 시스템 사이징과 연소기 운전 방식의 변경 등이 필요하다고 보고하였다. Siemens에서는 높은 수소 분율의 혼소를 위하여 특히 3D 프린팅 기술을 접목하여 연소기와 노즐을 설계/제작하였다. Figs. 10과 11은 수소-혼소를 위하여 개발한 Simens의 제3세대 및 4세대 DLE(dry low emission) 연소기의 개략도를 소개한 것이다. Fig. 10의 3세대 연소기는 환형 방식을 채택하고 있으며, Fig. 11의 4세대 예혼합 연소기는 캔 방식을 적용하였다. 두 연소기 모두 각각 2개씩의 메인과 파일럿 연료 분사 방식 및 다양한 공기 유로를 통하여 혼합기가 유입되고 예혼합되는 방식을 취하고 있다. Siemens는 연료 조성의 변화에 따라 화염의 위치 및 연소 온도를 최적화하기 위한 사전 테스트를 통하여 각각의 유로를 통한 공기와 연료의 분사율을 제어하는 방식을 취하고 있다. 또한, 공통으로 수소 분율이 증가할 경우, 연소기 하류 방향으로의 축 방향 유동 속도를 증가시켜, 연소실에서의 중앙 재순환 영역(central recirculation zone)에 의한 역화의 위험성을 상쇄할 수 있다고 하였다. Siemens는 2018년까지 3세대 연소기를 이용한 SGT-600, 700, 800 모델에 대하여 수소 분율 50%까지의 혼소 연소의 실증에 성공하였고, 4세대 연소기를 이용한 SGT-750 모델에 대하여 연소기 단품 성능 검증 단계에 있다[24].

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Fig. 10.

Siemens 3rd generation DLE burner [26].

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Fig. 11.

Siemens 4th generation DLE burner [27].

3.4. GE (General Electric)

세계 최대의 가스터빈 판매 실적을 보유하고 있는 미국의 GE 역시 오랜 시간에 걸쳐서 수소 전소 또는 수소-천연가스 혼소 기술개발에 많은 인력과 투자를 아끼지 않고 있다[28], [29]. GE에서 2019년도에 발표한 최근 보고서[28]에 따르면, 현재 생산 중인, 수소-천연가스 혼소용 연소기술은 Fig. 12와 같이 3가지 종류의 시스템으로 구분될 수 있다. 먼저 Aeroderivative 가스터빈 방식에 적용되는 SAC(single annular combustor)는 전 세계에 약 2,600대가 운영 중이며, 엔진 모델에 따라 체적 기준으로 30~85% 수준의 수소 혼소 연소가 가능하다. 또한, 대형 가스터빈에 적용되고 있는 고유 연소기 모델은 MNQC(multi-nozzle quiet combustor)는 현재 E- 및 F-class 가스터빈에 주로 적용되고 있으며, 전 세계 1,700대가 운영 중이라고 밝히고 있으며, 현재는 89%까지의 수소 혼소가 가능하나, 향후 100% 수소 전소를 위한 검증 단계가 진행 중이다. 이러한 SAC 및 MNQC는 기본적으로 확산화염 방식으로서, 다량의 NOx 배출이 불가피하며, 이를 줄이기 위하여 많은 양의 질소 및 증기 분사가 수반되어 운영되고 있다. 예혼합 방식의 DLN 연소기의 경우에 DLN 2.6e 연소기가 상용화되어 있으나, 단지 15% 수준까지의 혼소가 가능하며, 실제 운영상에서는 5% 수소 혼소로 제한되고 있다고 밝혔다.

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Fig. 12.

GE’s hydrogen gas turbine combustors [28].

그러나 GE에서는 향후 강화되는 NOx 규제를 만족시키면서 동시에 수소 전소를 위한 기술개발을 2000년대 중반부터 진행했다. 대표적으로, 미국 에너지성(Department of Energy)의 지원 아래, “Advanced IGCC/Hydrogen Gas Turbine Development” 프로그램이 2005년에 시작되어 2015년까지 10년 이상 동안 장기간의 프로젝트로 진행된 바가 있다[29]. 이 프로그램은 크게 두 단계로 진행되었으며, 2007년까지 1단계의 기간에는 기존 스월 방식의 예혼합 연소기를 30개 가까이 제작하고, 시험하면서 수소 전소 시스템에 적용 가능성을 타진하였고, 연구/개발 결과 이러한 스월 방식의 예혼합 연소기는 역화 등의 이유로 수소 전소 시스템의 대형 가스터빈에 적용하는 것은 불가능하다는 결론을 도출하였다. 이러한 1단계 연구 결론으로부터 수소 전소시 화염장의 온도 상승과 역화의 위험성을 줄이는 방안으로써 Fig. 13과 같은 “Multi-tube mixer” 연소기 개발을 진행하였다. 이 방식은 KHI 및 MHPS와 유사한 방식으로 스월 방식 대비 연료-공기의 짧은 시간과 공간에서의 예혼합이 가능하고, 높은 노즐 출구에서의 속도로 인하여 역화 방지에 유리하다고 하였다. 현재 GE에서는 DLN 2.6e 연소 시스템에 적용을 검토 중이다.

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Fig. 13.

GE’s multi-tube mixer [29].

3.5. Ansaldo Energia

이탈리아에 본사를 위치한 Ansaldo Energia의 자회사인 Power Systems Mfg.에서는 수소-천연가스 혼소를 위한 예혼합 시스템인 “FlameSheetTM” 연소기를 개발하였다[30], [31]. 독특한 점은 이 개발 프로그램은 가스터빈 엔진 전체를 개발하는 것이 아니라, 연소기만을 개발하는 목적을 가지고 시작하였고, 현재의 개발된 연소기는 기존 대표적인 발전용 가스터빈 모델인 GE의 6F, 7E, 7F, 9E, 9F와 Siemens/MHPS의 501F, 501G, 701F, 701G 및 Siemens의 501B/D에 적용 가능하다고 하였다. Figs. 14와 15는 FlameSheet 연소기의 개략도와 CFD를 이용한 속도 및 온도 분포를 나타낸 것이다.

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Fig. 14.

Overall flow design of FlameSheet combustor [30].

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Fig. 15.

CFD velocity contours (top) and temperature contour (bottom) [30].

본 시스템은 파일럿과 주유동의 두 개의 유동 경로로 나누어진다. 파일럿 유동은 반경 방향의 바깥쪽(Fig. 14의 파란색)과 같이 외부에서 유입되는 공기가 반경 방향 스월러를 통과하고, 이때 스월러의 베인에서 분사된 공기와 예혼합 된다. 공기-연료 혼합기는 연소기 입구로 들어와서 연소실 센터라인 근처에서 스월에 의하여 안정화되는 메커니즘을 가지고 있다. 반면에 주유동(빨간색 화살표)은 연소실 라이너 뒷면을 따라 유입되어 주연료 인젝터를 통과하면서 연료-공기 혼합기가 형성되고, 180도 회전 후에 연소실로 유입된다. 이 과정에서 “aerodynamically trapped vortex”에 의하여 화염은 원하는 위치에서 안정화 된다. 두 개의 서로 다른 유동 경로에 의하여 형성된 화염장은 서로 분리되고 강한 재순환 영역들에 의하여 설계 의도에 따른 위치에서 화염은 안정화되고, 기존의 다른 가스터빈 제조사의 예혼합 시스템 대비 더욱 균질한 예혼합기를 공급하며, 더욱이 예혼합기 출구 면적 감소로 인하여 유동 속도가 증가하여 수소 분율의 증가에도 불구하고, 역화를 방지할 수 있다고 하였다. 이러한 설계 결과로부터 기존 7F DLN 시스템에서 5% 수소 연소만이 가능하였으나, 동일 가스터빈에 FlameSheet 연소기로 교체한 결과 동일 NOx 배출 성능을 유지하면서 40%까지의 수소를 증가시킬 수 있었다[30], [31].

4. 결 론

정부의 수소경제활성화 로드맵 발표와 더불어 국내에서도 수소 가스터빈 기술개발에 대한 요구는 지속해서 증가할 것으로 예상된다. 본 논문에서는 기존의 천연가스 연료를 사용하는 가스터빈 연소기에 수소를 사용할 때 기술적인 문제들과 이를 해결하기 위한 선진 연구기관과 제조업체들의 사례를 분석하고, 이를 정리하였다.

각국의 선진 가스터빈 제조업체들의 수소 터빈 개발 현황을 분석한 결과로부터, 수소 터빈 개발을 위한 계획 수립 단계에 있는 국내의 경우에 수소-천연가스 혼소 기술 및 수소 전소 방식 기술개발에 대한 두 가지 접근 방향을 모두 검토할 필요가 있다. 먼저 수소-천연가스 혼소 방식은 기존의 천연가스 발전 시스템 인프라에서 수정을 최소한 상태로 상대적으로 적은 비용으로 적용 가능하다는 장점과 더불어, 아직은 전 세계적으로 수소 생산이 제한적인 상황에서 100% 수소를 연료로 사용하는 가스터빈 발전 시장으로 가는 과도기적인 역할을 수행할 것으로 기대된다. 이에 발맞추어 MHPS, Siemens, Ansaldo 등이 30~50% 수준의 수소-천연가스 혼합 연료에 대한 예혼합 연소기술을 개발하고 실증 단계에 있다. 연소기마다 방식은 조금씩 상이하지만, 공통으로 연소기 입구에서 유동 속도를 증가시키고, 예혼합기 공급 경로 및 연소실 형상을 최적화하여 요구되는 위치에서 화염을 안정화하고, 고온의 화염장 영역을 최소화하여, 수소 분율 증가에 따른 역화를 방지하고 NOx 발생을 최소화하는데 설계 목적을 두고 있다. 또한, 수소 전소 가스터빈의 경우에 KHI, GE, MHPS 등은 공통으로 마이크로믹서 방식의 유사한 연소기 방식을 채택하여 개발 및 실증 단계를 거치고 있다.

Acknowledgements

본 연구는 2018년도 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업(NRF-2018R1D1A3B07044440) 및 산업통상자원부 항공우주부품기술개발사업(10067074)의 지원을 받아 수행된 결과입니다.

References

1
Ministry of Trade, Industry and Energy, Roadmap for Hydrogen Economy, 2019, Republic of Korea.
2
Ministry of Trade, Industry and Energy, Korea 3rd Energy Master Plan, 2019, Republic of Korea.
3
N. Tekin, M. Ashikaga, A. Horikawa, H. Funke, Enhancement of fuel flexibility of industrial gas turbines by development of innovative hydrogen combustion systems, Gas Energy, 2 (2018) 1-6.
4
R.D. Treloar, Gas Installation Technology, 2nd edition, Wiley-Blackwell, New Jersey, U.S.A., 2010, 20-40.
5
K. Dobbeling, T. Meeuwissen, M. Zajadatz, P. Flohr, Fuel flexibility of the Alstom GT13E2 medium sized gas turbine, ASME Turbo Expo, GT2008- 50950, 2008, 719-725.
10.1115/GT2008-50950
6
S. Taamallah, K. Vogiatzaki, F.M. Alzahrani, E.M.A. Mokheimer, M.A. Habib, A.F. Ghoniem, Fuel flexibility, stability and emissions in premixed hydrogen-rich gas turbine combustion: Technology, fundamentals, and numerical simulations, Appl. Energy, 154 (2015) 1020-1047.
10.1016/j.apenergy.2015.04.044
7
C.K. Law, O.C. Kwon, Effects of hydrocarbon substitution on atmospheric hydrogen air flame propagation, Int. J. Hydrogen Energy, 29 (2004) 867-879.
10.1016/j.ijhydene.2003.09.012
8
S. Daniele, P. Jansohn, J. Mantzaras, K. Boulouchos, Turbulent flame speed for syngas at gas turbine relevant conditions. Proc. Combust. Inst., 33, 2011, 2937-2944.
10.1016/j.proci.2010.05.057
9
T. Lieuwen, V. McDonell, D. Santavicca, T. Sattelmayer, Burner development and operability issues associated with steady flowing syngas fired combustors, Combust. Sci. Technol., 180 (2008) 1169- 1192.
10.1080/00102200801963375
10
A. Lipatnikov, J. Chomiak, Turbulent flame speed and thickness: Phenomenology, evaluation, and application in multi-dimensional simulations, Prog. Energy Combust. Sci., 28 (2002) 1-74.
10.1016/S0360-1285(01)00007-7
11
P. Strakey, T. Sidwell, J. Ontko, Investigation of the effects of hydrogen addition on lean extinction in a swirl stabilized combustor, Proc. Combust. Inst., 31, 2007, 3173-3180.
10.1016/j.proci.2006.07.077
12
K. Inoue, K. Miyamoto, S. Domen, I. Tamura, T. Kawakami, S. Tanumura, Development of hydrogen and natural gas co-firing gas turbine, Mitsubishi Heavy Industries Technical Review, 55 (2018) 1-6.
13
D. Kim, M. Yoon, Review of entropy wave in a gas turbine combustor, J. Korean Soc. Combust., 23 (2018) 23-30.
14
J. Yoon, S. Joo, J. Kim, M.C. Lee, J.G. Lee, Y. Yoon, Effects of convection time on the high harmonic combustion instability in a partially premixed combustor, Proc. Combust. Inst., 36, 2017, 3753- 3761.
10.1016/j.proci.2016.06.105
15
D.W. Davis, P.L. Therkelsen, D. Littlejohn, R.K. Cheng, Effects of hydrogen on the thermo-acoustics coupling mechanisms of low-swirl injector flames in a model gas turbine combustor, Proc. Combust. Inst., 34, 2013, 3135-3143.
10.1016/j.proci.2012.05.050
16
L. Figura, J.G. Lee, B.D. Quay, D. Santavicca, The effects of fuel composition on flame structure and combustion dynamics in a lean premixed combustor, ASME Turbo Expo, GT2007-27298, 2007, 181-187.
10.1115/GT2007-27298
17
I. Yilmaz, A. Ratner, M. Ilbas, Y. Huang, Experimental investigation of thermoacoustic coupling using blended hydrogen-methane fuels in a low swirl burner, Int. J. Hydrogen Energy, 35 (2010) 329-336.
10.1016/j.ijhydene.2009.10.018
18
T.C. Williams, C.R. Shaddix, R.W. Schefer, Effect of syngas composition and diluted oxygen on performance of a premixed swirl-stabilized combustor, Combust. Sci. Technol., 180 (2007) 64-88.
10.1080/00102200701487061
19
F. Shum, J. Ziemann, Potential use of hydrogen in air propulsion, Euro-Quebec Hydro-Hydrogen Pilot Project (EQHHPP), European Union, Contract No. 4541-91-11 EL ISP PC, Final Report, 1996.
20
A. Westenberger, Liquid hydrogen fueled aircraft system analysis, CRYOPLANE, Final Technical Report, GRD1-1999-10014 (2003) submitted to the European Commission.
10.2514/6.2003-288012670512
21
Hydrogen Power Generation Handbook, Mitsubishi Hitachi Power Systems, Ltd., Japan, 2018, 1-45.
22
K. Inoue, K. Miyamoto, S. Domen, I. Tamura, T. Kawakami, S. Tanimura, Development of hydrogen and natural gas co-firing gas turbine, Mitsubishi Heavy Industries Technical Review, 55 (2018) 2.
23
M. Nose, T. Kawakami, H. Araki, N. Senba, S. Tanimura, Hydrogen-fired gas turbine targeting realization of CO2-free society, Mitsubishi Heavy Industries Technical Review, 55 (2018) 4.
24
D. Robb, Fuel switching, International Turbomachinery Magazine, 2018.
25
J. Larfeldt, M. Andersson, A. Larsson, D. Moell, Hydrogen co-firing in Siemens low NOx industrial gas turbines, Power-Gen Europe, Germany, 2017.
26
D. Moell, D. Lorstad, X.S. Bai, LES of hydrogen enriched methane/air combustion in the SGT-800 burner at real engine conditions, ASME Turbo Expo, GT2007-27298, 2018.
10.1115/GT2018-76434
27
O. Lindman, M. Andersson, A. Bonaldo, A. Larsson, J. Janczewski, SGT-750 fuel flexibility: engine and rig tests, ASME Turbo Expo, GT2007-27298, 2017.
10.1115/GT2017-63412
28
J. Goldmeer, Power to gas: Hydrogen for power generation, GE Power Technical Report, GEA33861, 2019.
29
W. York, M. Hughes, J. Berry, T. Russell, Advanced IGCC/hydrogen gas turbine development, Final Technical Report, DE-FC26-05NT42643 (2015) submitted to US Department of Energy.
10.2172/1261809
30
P. Stuttaford, H. Rizkalla, K. Oumejjoud, N. Demougeot, J. Bosnoian, F. Hernandez, M. Yaquinto, A.P. Mohammad, D. Terrell, R. Weller, FlameSheet combustor engine and rig validation for operational and fuel flexibility with low emissions, ASME Turbo Expo, GT2016-56696, 2016.
10.1115/GT2016-56696
31
H. Rizkalla, R. Keshavabhattu, F. Hernandez, P. Stuttaford, FlameSheet combustor extended engine validation for operational flexibility and low emissions, ASME Turbo Expo, GT2018-75764, 2018.
10.1115/GT2018-75764
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