1. 서 론

2015년 12월에 개최된 제21차 유엔기후변화협약 당사국총회(COP21) 본회의에서 지구 평균온도 상승을 산업화 이전 대비 2°C 이내로 유지하고 1.5°C로 제한하기 위한 노력을 추구한다는 내용을 담은 파리협정이 채택되었다[1]. 이를 통해 전 세계의 모든 국가가 기후행동에 적극 참여하는 계기가 되었으며, 각 부문별로 온실가스 배출량을 감축하기 위한 실질적인 대응책을 마련하기 시작하였다. 이러한 기조 속에서 세계 상위 온실가스 배출국가 중 하나인 대한민국은 2020년에 ‘2050 탄소중립’을 선언하였고, 이를 실현하기 위한 구체적인 정책 및 로드맵을 수립하였다. 특히, 2021년에 대한민국 정부는 2030 국가 온실가스 감축목표(NDC)를 상향 조정하여 강력한 온실가스 감축을 통해 기후변화 대응을 강화하고, 지속 가능한 에너지 및 친환경 경제로의 전환을 가속하기로 하였다. NDC 상향안은 2030년까지 전환(발전) 부문의 이산화탄소 배출량을 2018년 대비 약 45%를 감축하는 목표를 포함하고 있다[2]. 이는 수송, 산업 등과 같은 다른 에너지 부문과 비교하였을 때 매우 높은 수준의 목표임을 보여주고 있으며, 상술한 발전 부문의 도전적인 감축목표를 단기간 내에 달성하기 위해서는 상당한 노력과 혁신적인 변화가 이루어져야 함을 시사한다.

전력 생산 시 이산화탄소 배출을 효과적으로 저감하기 위해서는 재생에너지의 확대 및 청정에너지로의 전환이 필수적으로 요구된다[3, 4, 5]. 최근 대한민국 정부는 2036년까지 노후 석탄 발전을 천연가스 기반 가스터빈 발전으로 전환하고, 신재생에너지 및 수소/암모니아 발전량 비중을 각각 30.6%와 7.1%까지 점진적으로 확대할 계획을 수립하였다[6]. 하지만, 기상 · 기후에 민감한 재생에너지의 급속한 확대는 전력공급의 불안정과 유휴 전력 문제를 초래할 수 있으므로, 이를 보완하기 위한 대책들이 필수적으로 강구되어야 한다. 현재 재생에너지의 간헐성 문제를 해소할 수 있는 발전원으로 가스(가스터빈) 발전이 주목받고 있다. 가스터빈은 다른 발전원과는 다르게 급속 기동이 가능하여 전력수요의 첨두부하를 주로 담당하고 있고, 가스터빈에서 생산되는 발전량은 전체의 30% 이상을 차지할 정도로 그 비중이 크다. 더불어, 과잉으로 공급되는 재생에너지를 사용하여 수소나 암모니아와 같은 무탄소 연료를 생산하고, 이를 가스터빈 연료로도 활용 가능하다. 이와 같은 맥락에서, 가스터빈은 재생에너지와 상호보완적 관계를 형성하여 재생에너지의 간헐적 특성으로 인한 전력공급의 불안정성을 해소할 수 있고, 또한 가스터빈에 수소/암모니아 혼소/전소 기술이 도입될 시 발전 부문에서의 탈탄소화는 더욱 가속화될 것으로 기대된다. 하지만 무탄소 혼소/전소 가스터빈 연소기술은 비교적 고난도 기술로 평가되고 있으며, 해외 선진 가스터빈 제조사들은 해당 연소기술 확보 및 선점을 위해 상당한 연구개발 인력 및 예산을 투입하고 있는 실정이다.

차세대 가스터빈 연료로써 수소가 주목받고 있는 상황에서, 암모니아의 활용에 대한 중요성이 점차 부각되고 있다. 암모니아는 액화석유가스(LPG) 수준으로 비교적 쉽게 저장할 수 있기 때문에, 저장 비용이 수소에 비해 상당히 저렴할 뿐만 아니라 연료 분자 내에 3개의 수소 원자를 포함하고 있어 수소 캐리어의 역할도 할 수 있다. 또한, 암모니아를 연소장치의 연료로 직접 활용하는 것이 암모니아 크래킹을 통해 수소로 변환한 후 이용하는 것보다 경제적인 방안으로 보고되었다. 그럼에도 불구하고, 암모니아를 발전용 가스터빈 연소시스템에 적용하기 위해서는 연소기술 측면의 기술적 장벽을 극복하기 위한 선행연구가 필수적이다. 따라서 본 논문에서는 암모니아의 기본적인 연소 특성을 분석하고, 가스터빈 관점에서의 암모니아 연소 관련 연구 동향을 소개하고자 한다.

2. 암모니아 연소특성

암모니아를 가스터빈의 연료로 활용하기 위해서는 암모니아의 열역학적 성질과 연소특성을 이해하고, 기존 연료들과의 차이를 파악하는 것이 무엇보다 중요하다. 암모니아의 열역학적 성질과 연소특성을 대표적인 탄화수소 계열 연료인 메탄 및 프로판과 비교한 결과를 Table 1에 정리하였다. 암모니아는 프로판과 유사한 온도 및 압력 조건에서 상변화가 일어나지만, 질량발열량과 단열화염온도는 타 연료 대비 낮고, 또한 암모니아의 낮은 연료 반응성으로 인하여 비교적 좁은 가연범위와 높은 자연발화온도를 갖는 것을 알 수 있다. 암모니아와 메탄 간의 연소특성 차이를 직/간접적으로 파악하기 위해, Zhang 등이 수행한 연구[8]에서 촬영된, 스월 안정화된 예혼합 암모니아/공기 및 메탄/공기 화염의 사진을 Fig. 1에 제시하였다. 매우 유사한 운전조건에도 불구하고, 두 화염 사이에는 명확한 차이가 존재하는 것을 알 수 있다. 암모니아 화염은 메탄보다 화염의 길이가 긴데, 이는 상대적으로 낮은 암모니아의 반응성으로부터 비롯된 결과이다. 또한, 메탄 화염이 푸른색 빛을 방출하는 것과는 대조적으로, 암모니아 화염은 주황색을 띠는 것이 관찰된다. 이러한 암모니아의 복사 현상은 543.6–665.2 nm 파장대의 NH₂ 암모니아 α 밴드와 600-900 nm 사이의 진동-여기된 물분자의 영향으로 발생한다고 알려져 있다[9]. 이러한 화염 구조 및 복사 특성 뿐만 아니라, 화염속도, 점화지연시간, 라디칼 형성, 배기배출 특성 등의 다양한 연소 파라미터에서도 큰 차이가 발생한다. 따라서, 2장에서는 암모니아 가스터빈 연소기 설계에 있어 가장 핵심적인 요소인 예혼합 암모니아/공기 화염의 ‘층류화염속도’와 ‘배기배출 특성’에 대해 자세히 기술하고자 한다.

Fig. 1.

Direct images for swirl-stabilized flames in the model gas turbine combustor: (a) NH₃/air and (b) CH₄/air. Modified from [8].

2.1 층류화염속도

층류화염속도(S_L)는 예혼합 가스터빈 연소시스템의 정적 안정성과 밀접한 연관이 있는 핵심적인 연소특성이며, 또한 상세화학반응 모델을 검증하는 데에 중요한 역할을 한다. 여기서 정적 안정성이란 화염을 연소실 내부에 안정적으로 유지하여 연소시스템을 보다 안전하고 효율적으로 운용할 수 있는 능력을 의미한다. Fig. 2는 당량비에 따른 암모니아와 탄화수소 계열 연료들의 층류화염속도 계측값을 보여준다[10, 11, 12]. 여기서 모든 연료는 공기와 예혼합되며, 연소실 초기 압력과 혼합물 온도는 각각 1 atm과 298 K으로 설정되었다. 예혼합 암모니아/공기 화염의 층류화염속도는 연료/공기 반응물의 당량비에 따라 비선형적으로 변하며, 이러한 경향성은 메탄, 프로판 등의 탄화수소 연료와 유사함을 알 수 있다. 연료-희박(ϕ < 1) 조건에서 암모니아의 화염속도는 당량비가 증가함에 따라 점차 높아지며, 당량비 1.1 부근에서 최고치(S_L ≈ 7 cm/s)에 도달한 후 감소하는 양상을 보인다. 이 실험 결과에서 주목해야 할 부분은 암모니아의 연소속도가 타 연료들, 특히 발전용 가스터빈에 널리 사용되는 메탄(천연가스의 주성분)에 비해 현저히 낮다는 점이다. 암모니아의 최대 층류화염속도는 메탄과 비교하였을 때 약 20% 수준을 나타내며, 이와 같은 암모니아의 느린 화염속도는 상대적으로 낮은 농도의 O/H/OH 라디칼과 낮은 화염온도에 기인한다[13, 14, 15]. 앞서 살펴본 바와 같이, 층류화염속도는 당량비 뿐만 아니라 혼합물 온도 및 연소실 초기 압력에도 상당한 영향을 받는다. Lhuillier 등[16]은 정적 연소기를 활용하여 혼합물 온도 변화가 암모니아의 층류화염속도에 미치는 영향을 실험적으로 분석하였으며, 이들의 연구 결과를 Fig. 3(a)에 도시하였다. 전체 당량비 구간에서 혼합물 온도가 상승함에 따라 화염속도가 증가하는 경향이 관찰되었고, 특히 473 K의 최대 온도 조건에서는 상온 대비 2배 이상의 연소속도가 계측되었다. 반면 Fig. 3(b)에 나타낸 Hayakawa 등[10]의 연구 결과에 따르면, 연소실 내 초기 압력이 증가할수록 암모니아의 화염속도는 감소하며, 이는 혼합물 온도가 미치는 영향과 상반된 결과를 보이는 것을 알 수 있다. 1-5 bar 범위에서 암모니아 화염의 연소속도에 대한 초기 압력의 영향이 가장 크게 나타나고, 이보다 높은 압력 조건에서는 그 영향성이 점차 감소하는 것으로 보고되었다[17, 18]. 실제 발전용 가스터빈 연소기 내에서 600-950 K의 입구온도와 4-30 atm의 압력이 형성되는 것을 감안하면[19, 20], 압력 증가에 따른 화염속도의 감소폭보다 혼합물 온도 증가에 의한 증가폭이 클 것으로 예상할 수 있다. 그럼에도 불구하고, 동일한 운전조건에서 암모니아 화염의 절대속도가 메탄보다 낮다는 사실은 명확하며, 이는 순수 암모니아 연료만을 사용하여 화염의 안정성을 확보하기 어렵다는 것을 시사한다. 따라서, 다양한 전략과 기법 등을 활용하여 암모니아의 화염 안정성 및 연소 강도를 향상시키는 데에 초점을 맞춰야 하며, 이에 관련된 연구 사례는 3장에서 다룰 예정이다.

Fig. 2.

Unstretched laminar burning velocity of ammonia and several hydrocarbon fuels in terms of equivalence ratio at an initial pressure of 1 atm and mixture temperature of 298 K. Data from [10, 11, 12].

Fig. 3.

Unstretched laminar burning velocity of ammonia /air flame with respect to (a) mixture temperature and (b) initial pressure. Data from [10, 16].

2.2 배기배출 특성

배기가스 배출 특성은 가스터빈 연소기 설계 과정에서 우선적으로 고려되어야 하는 주요 인자 중 하나이다. 현재까지 탄화수소 계열 연료를 주로 사용하였기에, 배기가스 내에서 질소산화물(NOx)과 일산화탄소(CO)가 주요 관심의 대상이었다. NOx는 NO와 NO₂의 합으로 표현될 수 있으며, 이 중 NO가 전체 NOx의 95% 이상을 차지한다. 해당 화학종은 오존 생성, 산성비, 스모그 등과 같은 환경문제 발생의 전구체로 작용하기 때문에, 천연가스 기반 발전 가스터빈의 NOx 배출허용 수치는 Table 2에 명시된 것처럼 15-25 ppm(15% O₂ 환산치) 미만으로 제한된다[21]. 이러한 NOx 배출허용량은 사용되는 연료의 종류 및 출력에 따라 다르며, 국가 및 국제 기준에 따라서도 차이가 존재한다. 한편, CO는 저산소증을 유발하는 인체에 해로운 가스이며, 실제 발전 가스터빈에서 배출되는 CO의 농도는 대체로 10 ppm(15% O₂ 환산치) 미만의 수치를 보이는 것으로 알려져 있다[22]. 메탄과 같은 전통적인 탄소 기반 연료를 무탄소 연료로 전환할 시, CO₂, CO 등의 탄소화합물 생성을 억제할 수 있지만, NOx를 포함한 다른 환경 및 인체에 악영향을 주는 배기가스 성분에 대해서는 주의 깊게 살펴볼 필요가 있다.

암모니아는 탄화수소 계열 연료와 다르게 연료 분자 내에 질소 원자를 포함하고 있으며, 이러한 분자 구조상의 차이는 암모니아가 기존 연료들과 다른 배기배출 특성을 나타낼 수 있다는 점을 시사한다. Kobayashi 등[7]은 암모니아/공기와 메탄/공기 예혼합된 화염에서 생성되는 주요 화학종들을 수치적으로 비교ㆍ분석하였으며, 이들의 연구 결과를 Fig. 4에 나타내었다. 이때 각 화학종의 농도는 최대 열방출율이 발생하는 위치로부터 40 mm 하류에서 계산된 값이며, 이 계산값은 실제로 계측된 값과 다소 차이가 있을 수 있다. Fig. 4(b)에서는 메탄/공기 화염으로부터 생성되는 NO의 농도가 당량비 증가에 따라 지수적으로 높아지는 경향이 관찰된다. 이러한 NO 배출량의 증가는 반응장의 온도 증가와 밀접하게 관련이 있으며, 주로 Zeldovich 메커니즘[23]으로 불리는 열적-NOx 경로를 통해 발생한다고 알려져 있다. 반면, 암모니아 화염의 배기배출 특성이 메탄과 전혀 다름을 Fig. 4(a)를 통해 알 수 있다. 연료-희박 조건에서 1500-3000 ppm 수준의 NO가 생성되며, 이러한 NO 배출량은 메탄 조건에서 계산되는 수치보다 한 차수 높은 값을 나타낸다. 이는 암모니아 연료 분자에 포함된 질소로 인하여 중간화학종인 HNO 생성이 증가하고, 결과적으로 NO 생성이 촉진된 결과이다. 참고로, 열적-NOx는 느린 반응 특성으로 인하여 화염 하류에서 점진적으로 생성량이 증가하는 데에 반해, 연료-NOx는 대부분 반응 영역에서 생성되고 하류로 이동할수록 감소하는 경향을 보인다[24]. 연료-희박 조건과 대조적으로, 연료-과농 조건에서는 De-NOx의 영향으로 NO 배출량이 급격히 감소하지만, 미연소된 NH₃와 H₂의 생성이 급증한다. 당량비 1.1 부근에서 NO와 미연소된 NH₃ 배출량이 모두 최저 수치를 보임에도 불구하고, NO 배출량은 NOx 배출 규정을 만족하지 못하는 100 ppm 이상의 수준을 나타내고 있다. 추가로, 미연소된 NH₃와 H₂ 생성량이 여전히 존재하여 전체 연소 효율이 저하될 가능성이 높다. 즉, 암모니아 전소 관점에서 높은 연소 효율을 유지하면서 배기가스 배출 규제를 준수하기 위해서는 NOx 뿐 아니라 미연소된 NH₃ 및 H₂의 생성량을 대폭 줄이는 데에 중점을 두어야 한다. 이러한 목표를 달성하기 위해서 다양한 연구들이 활발히 진행되고 있으며, 해당 연구의 내용 및 결과는 4장에서 자세히 소개하고자 한다.

Fig. 4.

Emission characteristics with respect to equivalence ratio at 0.1 MPa, measured 40 mm downstream from the peak heat release rate in (a) NH₃/air and (b) CH₄/air premixed flames. Reprinted from [7].

3. 암모니아 반응성 증대 기법

3.1 혼합 연소

암모니아의 현저히 낮은 반응성을 효과적으로 높이는 방법은 암모니아를 반응성이 상대적으로 높은 다른 연료와 혼합하여 연소하는 ‘혼합 연소(혼소)’ 방식이다. 혼소는 산업체에서 온실가스 저감, 연료 다변화 등의 다양한 목적으로 활용되고 있는 실용적인 연소기법이다. 본 3.1절에서는 발전용 가스터빈의 주 연료인 메탄이나, 차세대 친환경 연료로 인식되고 있는 수소를 암모니아와 혼합하여 연소하는 기법에 초점을 맞추어 기초 혼소 특성에 대해 논의하고자 한다.

3.1.1 암모니아/메탄 혼소

암모니아에 메탄을 첨가하여 연소하는 ‘암모니아/메탄 혼소’는 암모니아 전소의 경우보다 화염속도 및 연소 강도를 향상시킴과 동시에 메탄 전소에 비해 온실가스 배출량을 감축시킬 수 있는 저탄소 연소기법이다. 이러한 장점으로 NH₃/CH₄ 혼소는 탄소중립 경제로의 전환에 있어 중요한 가교 역할을 할 수 있을 것으로 기대된다. Fig. 5는 Wang 등[25]이 열유속(heat flux) 기법을 이용하여 계측한 NH₃/CH₄/공기 혼합물의 층류화염속도를 보여준다. NH₃/CH₄ 혼합 연료의 메탄 몰분율(X_CH4)이 높아질수록 화염속도가 점진적으로 증가하는 경향성이 관찰된다. 이때, 이 관찰에서 주의해야 할 점은 혼합 연료의 층류화염속도가 각 연료에 대한 값들 사이에서 선형적으로 변하지 않는다는 것이다. 다시 말해, 혼소 과정에서는 S_L,mix= X₁S_L,1+X₂S_L,2의 관계가 성립하지 않는다는 것이다[26]; 여기서 X는 몰분율 또는 질량분율을 의미한다. Fig. 6은 당량비에 따른 NH₃/CH₄/공기 화염의 연소속도 변화를 보여준다. 이 그림에서 심볼은 Han 등[27]이 실험적으로 획득한 층류화염속도를 나타내고, 실선은 Okafor 메커니즘[28]을 기반으로 계산한 결과를 보여준다; X_CH4 = 1.0 조건에 대한 화염속도 계산에는 GRI 3.0 메커니즘[29]이 이용되었다. X_CH4 조건과 무관하게, 최대 층류화염속도를 나타내는 당량비는 일관되게 1.05-1.10 범위에 놓여있는 것을 알 수 있다. 이는 메탄의 첨가가 해당 당량비 변화에는 큰 영향을 주지 않으면서 화염속도를 높일 수 있다는 것을 시사한다.

Fig. 5.

Laminar burning velocity of premixed ammonia/methane/air flames as a function of methane mole fraction under a stoichiometric condition. Data from [25].

Fig. 6.

Laminar burning velocity of premixed ammonia/methane/air flames with respect to methane mole fraction and equivalence ratio. Data from [27, 28, 29].

실제로 NH₃/CH₄ 혼소 기법을 활용하여 암모니아 연소시스템의 정적 안정성을 확보할 수 있다. 가스터빈의 정적 안정성은 크게 희박/과농 희박날림(lean/rich blow-out)과 역화(flashback)로 구분할 수 있다. 화염날림은 연소실에서 연료/공기 혼합물의 공급속도가 화염의 전파속도보다 상대적으로 높아 화염이 연소실에 안정적으로 부착/유지되지 못하고 하류로 떨어져 나가는 현상을 일컫는다. 이와 반대로, 역화는 예혼합 연소 시 연료/공기 혼합물의 공급속도보다 과도하게 빠른 화염전파속도로 인하여 연소실에서 화염이 상류로 전파되는 현상으로 정의된다. 일반적으로 암모니아의 반응성이 메탄에 비해 현저히 낮기 때문에, 암모니아가 천연가스 기반 가스터빈 연소기에 적용될 때 역화보다는 화염날림 현상이 발생할 확률이 더 클 것으로 쉽게 예상할 수 있다. Khateeb 등[30]은 모형 가스터빈 연소기를 이용하여 스월 안정화된 NH₃/CH₄/공기 화염의 정적 안정성에 관한 연구를 수행하였고, 이때 도출된 안정성 맵을 Fig. 7에 나타내었다. 이 연구에서는 암모니아 몰분율(X_NH3)은 0부터 1까지 변하며, Swirl 수와 Reynolds 수는 각각 1.0과 5000으로 고정되었다. X_NH3 > 0.5인 조건에서 NH₃/CH₄ 혼합 연료 내 메탄의 비중이 높아지면, 화염속도 증가로 인하여 희박가연한계(붉은색 심볼)가 점차 낮아지고, 반대로 과농가연한계(파란색 심볼)는 높아지는 것을 알 수 있다. 이러한 변화는 메탄 첨가에 의한 화염속도 증가로 인하여 희박 날림에 대한 저항성이 높아진 것을 의미한다. X_NH3 < 0.5의 경우에는 희박 영역에서 역화(검은색 심볼) 현상이 관찰되며, 역화가 발생하기 시작하는 당량비는 X_NH3이 낮아짐에 따라 감소하는 경향을 보인다. 즉, NH₃/CH₄ 혼소는 설계한 운전조건에 따라 연소시스템의 정적 안정성을 향상시킬 수도 있고, 반대로 악화시킬 수도 있다는 표현이 적절하다. 운전조건을 설정할 때는 배기배출 특성을 필히 고려해야 한다. Zhang 등[31]의 연구 결과에 의하면, 희박 영역에서 메탄을 첨가하는 경우 암모니아 화염에 비해 높은 NOx 배출량을 초래할 수 있고, 특히 X_NH3 = 0.5인 조건에서 최고치의 NOx 농도가 계측되었다고 한다. 따라서, 암모니아 연소시스템에서 NOx 생성을 최소화하기 위해 운전조건을 과농 조건으로 선택하는 경우, NH₃/CH₄ 혼소 기법은 비교적 낮은 메탄 혼소율 조건에서만 적용될 수 있을 것으로 사료된다.

Fig. 7.

Stability limits of ammonia-methane-air swirl flames as a function of the ammonia fuel fraction for swirl number of 1.00 and Reynolds number of 5000. The gray area indicates the flammable range bounded by the lean (red line) and rich (black line) flammability limits. The blue area denotes the flame stability range bounded by lean blowout (red symbols), flashback (black symbols), or rich blowout (blue symbols). Reprinted from [30].

3.1.2 암모니아/수소 혼소

암모니아/수소 혼소는 암모니아 화염의 안정성을 효과적으로 증대시키면서 이산화탄소 생성을 억제할 수 있는 연소기법이다. 특히, 혼소에 사용되는 수소를 현장에서 암모니아 크래킹을 통해 직접 생산이 가능하다는 점에서, NH₃/H₂ 혼소는 실용적인 접근 방식으로 여겨지고 있다. Fig. 8은 이론공연비 조건에서 수소 몰분율(X_H2)에 따른 NH₃/H₂/공기 화염의 층류화염속도를 나타낸다. 수소는 메탄에 비해 10배 이상 빠른 화염속도를 갖는 것으로 알려져 있기에[33, 34], NH₃/H₂/공기 혼합물의 층류화염속도는 X_H2 증가에 따라 지수적으로 증가하는 경향을 보인다. 흥미롭게, X_H2 = 0.4인 조건에서 NH₃/H₂/공기의 층류화염속도가 CH₄/공기 화염의 연소속도와 유사해지는 것을 알 수 있는데, 이는 NH₃/H₂ 혼합 연료의 수소 비중이 체적 기준으로 40%일 때 기존 가스터빈 연소기에서도 암모니아 화염의 안정성을 확보할 수 있다는 것을 의미한다. 참고로, 체적 기준의 40% 혼소율이 높은 수치처럼 보일 수 있으나, 이를 질량 기준으로 환산하면 해당 혼소율은 7.4%로 상당히 낮아진다. Fig. 9는 당량비에 따른 NH₃/H₂/공기 화염의 층류화염속도 변화를 나타낸다. 여기서 심볼은 실험적으로 획득된 층류화염속도[16, 32]를 의미하고, 실선은 Zhang 메커니즘[35]을 기반으로 계산된 결과를 나타낸다. 앞서 살펴본 NH₃/CH₄ 혼소의 경우와 다르게, 최대 층류화염속도에 해당하는 당량비는 NH₃/H₂ 혼합 연료의 수소 함량이 높아질수록 증가하는 경향을 보인다. 이는 예혼합 H₂/공기 화염이 타 연료에 비해 높은 당량비 조건(ϕ ≈ 1.8)에서 최대 층류화염속도를 가지기 때문이다.

Fig. 8.

Laminar burning velocity of premixed ammonia/hydrogen/air flames as a function of hydrogen mole fraction under a stoichiometric condition. Data from [32].

Fig. 9.

Laminar burning velocity of premixed ammonia/methane/air flames with respect to methane mole fraction and equivalence ratio. Data from [16, 27, 32].

상술한 바와 같이, NH₃/H₂ 혼소는 탄소를 배출하지 않으면서도 암모니아의 반응성을 효과적으로 높일 수 있는 전도유망한 전략임에도 불구하고, 이 연소기법은 배기배출 측면에서 부정적인 결과를 초래할 가능성이 있다는 점을 고려해야 한다. Fig. 10은 수소 몰분율 및 당량비에 따른 예혼합 NH₃/H₂/공기 화염의 NO 배출량을 도시한 것이다. 이 그래프에서 NO 농도는 473 K의 혼합물 온도 조건에서 Gotama 메커니즘[37]을 이용하여 1D 시뮬레이션한 결과이다. 이 NO 농도의 계산값은 이용된 메커니즘에 따라 상이할 수 있지만, 당량비에 따른 변화 경향성은 대체로 일치한다고 보고되었다[38]. 당량비와 무관하게 NH₃/ H₂/공기 화염의 NO 배출량은 혼합 연료의 X_H2가 증가함에 따라 높아지는 양상을 보이고, 특히 X_H2 = 70-80%에서 최대치에 도달하는 것으로 관찰된다. 이러한 NO 배기배출 특성의 변화는 수소 첨가로 인하여 증가한 O/OH 라디칼의 농도와 화염온도에 기인한다고 알려져 있다. X_H2가 100%에 가까운 고농도의 수소 혼소 조건에서는 NO 발생량이 급격하게 낮아지는데, 이는 혼합 연료 내 암모니아 비중이 감소하여 암모니아로부터 유도되는 연료-NOx의 생성량이 크게 줄어들기 때문이다. 한편, Zhang 등[39]의 연구에서 체적 기준으로 10% 수준의 수소 첨가가 NH₃/H₂/ 공기 화염의 NOx 배기배출 특성에 미치는 영향이 크지 않다는 것이 실험적으로 확인되기도 하였다. 결과적으로, NH₃/H₂ 혼소 기법을 적용할 시에는 NO 배출량 저감을 위한 방안이 필수로 마련될 필요가 있다.

Fig. 10.

Computed NO concentration plotted against full range of ammonia (or hydrogen) mole fraction. Reprinted from [36].

3.2 플라즈마 연소

플라즈마는 물질의 네 번째 상태로, 빠른 열적 효과 및 높은 자유 전자 에너지를 갖는 것이 특징이다. 이 플라즈마를 연소에 활용하면, 연소실 내에 높은 에너지를 인가하여 화염의 안정성 및 연소 효율을 효과적으로 높일 수 있고, 또한 연료/공기 혼합물의 점화 온도를 낮추면서 가연범위를 보다 확대할 수도 있다. 이러한 이유로 일부 연구그룹들은 암모니아의 낮은 반응성 문제를 개선하기 위해 플라즈마를 활용하였다[41, 42, 43, 44]. Choe 등[40, 41]은 최초로 암모니아 연소에 대한 플라즈마의 영향성을 실험적으로 확인하였다. 이 저자들은 단일 스월 노즐이 설치된 모형 가스터빈 연소기를 사용하였으며, 비평형 플라즈마의 방출 전압 및 펄스 주파수를 각각 6-15 kV와 2-26 kHz로 설정하였다. 특정 방출 전압 이상으로 비평형 플라즈마를 인가하는 경우, 예혼합 NH₃/공기 화염의 희박가연한계가 큰 폭으로 감소하는 것이 관찰된다. 또한, 15 kW의 최대 전압 조건에서 두 출력 조건에 해당하는 희박가연한계를 비교하였을 때, 더 높은 출력의 플라즈마가 더 낮은 희박가연한계를 유발하는 것으로 확인하였다. 한편, NOx 배출량은 비평형 플라즈마의 전압 및 출력이 높아짐에 따라 감소하는 양상을 보이는데, 이는 CH₄/공기 화염의 경우와 상반된 결과를 나타낸다[44]. 이와 유사한 연구로, Tang 등[42]은 AC 글라이딩 아크 플라즈마를 활용하여 예혼합 NH₃/공기 화염의 가연한계 및 NOx 배출 특성을 실험적으로 파악하였다. Fig. 11은 플라즈마의 적용 유무 및 당량비에 따른 암모니아 화염의 사진들을 나타낸다. ϕ = 0.76 조건에서는 연소실 내 플라즈마의 존재로 인하여 암모니아 화염의 안정성이 획기적으로 증가하는 것을 알 수 있다. 특히, 플라즈마가 인가된 NH₃/공기 화염은 매우 희박한 영역까지 안정한 상태를 유지할 수 있고, 낮아진 당량비로 인한 열적 De-NOx 메커니즘의 영향으로 NOx 배출량이 100 ppm 이하로 감소할 수 있음을 보고하였다. 한편, Kim과 그의 동료들[43]은 모형 가스터빈 연소기에서 난류 NH₃/공기 화염의 안정성을 향상시키고 NOx 배기성능을 개선하기 위해 비-열적 플라즈마를 이용하였다. 비-열적 플라즈마의 적용은 연료-희박 영역에서 희박가연한계를 낮추는 효과가 있었지만, 반대로 연료-과농 영역에서는 오히려 희박가연한계를 높이는 결과를 가져왔다. 더불어, 비-열적 플라즈마는 모든 당량비 조건에서 NH₃/공기 화염의 NOx 생성량 감소에 기여하였으며, 이 NOx의 감소폭은 연료-희박 영역에서 두드러졌다고 한다.

Fig. 11.

Typical images of swirling ammonia flame at different equivalence ratio in the absence and presence of plasma. Reprinted from [43].

3.3 산소부하 연소

산소부하 연소는 산소 농도가 21%인 공기 대신, 이보다 높은 산소 농도를 갖는 O₂/N₂ 혼합기를 산화제로 사용하여 연소하는 방식을 지칭한다. 이 연소기법은 연료와 산소 분자가 더 효율적으로 결합할 수 있는 환경을 조성함으로써, 연소 과정에서 더 많은 열이 발생할 수 있도록 유도한다. 이러한 산소부하 연소의 장점을 활용하여 암모니아의 현저히 낮은 화염속도를 극복하기 위한 연구들이 비교적 최근 수행되기 시작하였다. Takeishi 등[45]은 슬롯 버너에서 O₂/N₂ 혼합기의 O₂ 농도가 NH₃/O₂/N₂ 혼합물의 층류화염속도에 미치는 영향을 조사하였다. 연구 결과, NH₃/O₂/N₂ 화염의 층류화염속도는 O₂ 농도가 높아짐에 따라 증가하는 양상을 보였으며, 특히 35-40%인 O₂ 농도 조건에서는 CH₄/공기의 화염속도와 유사한 수준을 보이는 것으로 나타났다.

이와 유사한 연구로, Mei와 그의 동료들[46]은 다양한 초기 압력, 당량비, 산소부하 조건에서 NH₃/O₂/N₂ 화염의 층류화염속도를 계측하였다. Fig. 12에서 확인할 수 있듯이, 모든 당량비 구간에서 산화제의 산소 농도 증가가 층류화염속도 증가로 이어지고, 이러한 화염속도의 증가는 주로 단열화염온도의 상승에 기인한다는 사실을 화학반응 모델링을 통해 밝혀내었다. 추가적으로, NH₃/O₂/N₂ 화염의 연소속도는 NH₃/공기 화염의 경우와 마찬가지로 연소실 내 초기 압력이 증가함에 따라 감소하는 것을 관찰하였다. 한편, 초기 압력이 상압보다 낮은 경우는 NH₃/O₂/N₂의 층류화염속도를 최대 109 cm/s까지 높일 수 있다는 연구 결과가 보고되기도 하였다[47]. Kim 등[48]은 정적 구형 연소기를 사용하여 NH₃/O₂/N₂ 혼합물의 연소특성을 파악하였다. 화염속도 및 화염구조 분석을 통해, 산소부하 조건 하에서 암모니아 화염이 보다 얇아지고 더 빠르게 전파된다는 것을 확인하였다. 또한, 이 연구에 고려된 모든 NH₃/O₂/N₂ 화염은 선호 확산으로 인하여 셀 불안정 측면에서 안정성을 보였으며, 산소 첨가가 이러한 불안정성에 미치는 영향은 미미하다고 결론지었다. 또 다른 연구[49]에서는 산소부하 조건 하에서 난류 강도가 증가할 때 NH₃/O₂/N₂ 화염의 표면적 증가하고, 이는 곧 난류화염속도의 증가로 이어진다는 사실을 실험적으로 파악하였다.

Fig. 12.

Laminar burning velocity of NH₃/O₂/N₂ mixtures with different oxygen contents, at a reactant temperature of 298 K and an initial pressure of 1 atm. Reprinted from [46].

4. 암모니아 저 NOx 연소기법

4.1 희박 연소

희박 연소는 천연가스 기반 가스터빈에서 주로 사용되고 있는 DLN(Dry Low NOx) 연소시스템에 적용되고 있는 방식이며, NOx 배출을 최소화하기 위해 운전조건을 매우 희박한 당량비 조건으로 설정하는 것이 특징이다. NH₃/H₂ 혼소에 희박 연소기술을 접목할 경우, 기존 천연가스용 가스터빈 연소기를 일부 개조하거나 그대로 활용함으로써 암모니아 연소시스템의 개발 및 제작 비용을 크게 절감할 수 있다. 이외 다양한 이유로, 몇몇 연구들[39, 50, 51, 52, 53]에서 예혼합 NH₃/H₂ 화염에 희박 연소기법을 적용하여 NOx 배출량을 줄이는 시도가 이루어졌다. Mashruk 등[50, 51]은 폭넓은 당량비 범위에서 수소 혼소율에 따른 NH₃/H₂/공기 스월 화염의 배기배출 특성을 실험적으로 살펴보았다. 입열량이 고정된 상태에서 NH₃/H₂ 혼합 연료의 수소 몰분율이 0%부터 30%까지 증가함에 따라 희박가연한계가 점차 낮아지는 것을 확인하였다. 이는 수소 첨가에 의한 반응성 증대로 NH₃/H₂/공기 화염이 매우 희박한 당량비 조건에서도 정적 안정성 확보가 가능함을 의미한다. NO 생성량은 수소 혼소율과 무관하게 ϕ = 0.6-0.8에서 급격히 감소하는 경향을 보이고, 이보다 낮은 당량비 조건(ϕ ≈ 0.55)에서는 NO 농도가 300-400 ppm(15% O2 환산치) 수준으로 계측되었다고 한다[51]. 하지만, 희박가연한계 부근의 당량비 조건에서 연료 반응성의 감소로 인하여 미연소된 암모니아의 발생량이 급격히 증가할 수 있음을 보고하였다. 한편, Zhu 등[52]의 연구에서는 희박 영역에 초점을 두고 NH₃/H₂/공기 스월 화염의 NO 배출 특성을 조사하였다. Fig. 13에 제시된 연구 결과에서, 50-80%의 X_NH3 조건에 한하여 매우 희박한 영역(ϕ = 0.40)에서도 화염 안정성 확보가 가능하고, 이때 생성되는 NO의 농도가 100-220 ppm 수준으로 매우 낮아지는 것을 알 수 있다. 이와 유사한 연구로, Khateeb 등[53]은 고압 연소시험 설비를 이용하여 암모니아 화염의 배기 특성에 대한 연소실 내부 압력의 영향성을 파악하였다. Fig. 14를 통해 알 수 있듯이, ϕ = 0.7-0.9에서 10% H₂가 도핑된 NH₃/공기 화염의 NO 배출량은 연소실 내부 압력이 증가할수록 감소하는 양상을 보인다. 또한, 더 희박한 조건(ϕ = 0.55, X_H2 = 15%)에서는 NO 배출량이 100 ppm(6% O₂ 환산치)으로 최저치에 도달하였으며, 여기서 NO의 농도는 압력에 민감하게 반응하지 않는 것으로 나타났다. 앞서 언급한 연구 내용들을 요약해 보면, 암모니아/수소 혼소 시 더욱 희박한 영역에서도 화염의 안정성을 유지할 수 있고, 당량비를 0.5-0.6 이하로 낮추어 연료-NO 배출량도 현저히 줄일 수 있다고 한다. 그러나 희박 영역에서의 암모니아 혼소는 아산화질소(N₂O) 배출 문제를 야기할 수 있으며, 이는 이전 연구[40, 50, 51, 52, 53]에서 실험적 및 수치적으로 밝혀진 사실이다. N₂O 배출량이 중요한 이유는 N₂O가 CO₂에 비해 약 280배 높은 GWP(Global Warming Potential)를 가지는 온실가스이기 때문이다[54]. 대략 240 ppm의 N₂O 배출량이 당량비 0.65의 CH₄/공기 화염에서 배출되는 CO₂와 유사한 온실효과를 줄 수 있다고 알려져 있다[54]. 즉, NOx 저감 목적으로 희박 연소기법을 암모니아 연소시스템에 적용할 때, 미연소된 NH₃ 뿐 아니라 N₂O 생성의 억제도 필수적으로 고려되어야 한다.

Fig. 13.

Measured NO mole fractions in exhaust gases as a function of ammonia fuel fraction for different equivalence ratios. Reprinted from [52].

Fig. 14.

Measured NO mole fraction in the exhaust of lean ammonia-hydrogen-air flames as a function of equivalence ratio for pressure ranging from 1 to 4 bar for X_NH3 = 0.90. Reprinted from [53].

4.2 다단 연소

다단 연소는 단일 연소시스템 내에 공간적으로 분리된 두 개 이상의 반응 영역을 형성하는 방식을 나타내며, 반응 영역들이 놓여있는 축에 따라 축방향 또는 반경방향 스테이징으로 불리기도 한다. 이 연소기법은 이미 천연가스 기반 가스터빈 연소기에 다양한 목적으로 적용되어 활용되고 있다. 축방향 스테이징은 연소 생성물의 체류시간을 최소화하여 열적-NOx 생성량을 효과적으로 낮추는 데 주로 사용되며, 반경방향 스테이징은 화염의 대칭성 붕괴를 유도하여 연소불안정을 효과적으로 제어/회피하는 목적으로 널리 이용되고 있는 전략이다. 비교적 최근에는 다단 연소를 통해 암모니아 혼소/전소 과정에서 생성되는 연료-NOx 및 다른 유해 배출물을 저감하는 위한 연구들이 수행되었다.

일본 도호쿠 대학의 Kobayashi 연구그룹은 50 kW급 마이크로 가스터빈 연소기에 축방향 스테이징을 적용하여 비예혼합 NH₃/CH₄/공기 화염에서 생성되는 NOx, CO, NH₃ 등의 배기배출물을 효과적으로 제어하고자 하였다[55]. 이 연구에서는 1단 반응 영역에 비예혼합 NH₃/CH₄/공기 화염이 형성되며, 유동방향으로 하류에 떨어진 2단 반응 영역에는 선택적 비촉매 환원 반응(SNCR)을 활성화하기 위해 상온의 공기가 주입된다. Fig. 15는 20%의 암모니아 열량 분율 조건에서 1단 반응 영역으로 공급되는 NH₃/CH₄/공기 혼합물의 당량비에 따라 계산된 온도 및 NO 농도 분포를 시각적으로 보여준다. 1단 영역의 운전조건이 희박(ϕ = 0.8)에서 과농(ϕ = 1.4)으로 전환됨에 따라, 연소기 출구에서 NO 농도가 2272에서 278 ppm(16% O₂ 환산치)으로 대폭 감소함을 알 수 있다. 또한, 1단 반응 영역의 당량비가 1.3이고 암모니아 열량 분율이 20%인 조건에서 연소기 내 압력을 0.25 MPa로 가압하는 경우, NOx 배출량이 50 ppm(16% O₂ 환산치) 미만으로 더욱 낮아지는 것이 실험적으로 확인되었다. 이와 유사한 연구로, Pugh 등[56]은 473 K의 입구온도와 0.11 MPa의 내부 압력 조건에서 과농 예혼합/확산 NH₃/공기 화염에 대해 축방향 공기 스테이징을 적용하였다. 1단 반응 영역에 예혼합 및 확산 화염이 형성되는 조건 모두에서, 2단 반응 영역으로 주입되는 공기 유량이 증가할수록 미연소된 암모니아가 감소하는 경향을 보였지만, 이와 반대로 NOx 배출량은 증가하는 것이 확인되었다. 이러한 현상은 주 화염으로부터 슬립된 암모니아가 2단 반응 영역으로 공급되는 공기와 반응하여 발생한 것으로 해석될 수 있으며, 무조건적으로 SNCR이 활성화되지 않을 수 있음을 시사한다. 한편, Gubbi 등[57]의 연구에서는 화학반응 네트워크 모델링을 통해 1단 반응 영역에 NH₃/공기 화염이 형성되는 축방향 다단 연소기에서 이론적으로 가능한 최소 NOx 배출량을 조사하였다. 1단 반응 영역을 연료-과농 조건으로 설정하였을 때, 주 화염으로부터 배출되는 NOx는 감소하지만, 반면에 수소가 과도하게 생성되는 현상이 관찰되었다. 이 수소를 모두 반응시키는 목적으로 길이가 충분히 긴 2단 연소기에 공기를 주입할 시, NOx 배출량이 반대로 증가할 수 있음을 보였다. 다양한 실험 조건을 해당 모델에 적용해 본 결과, 다단 연소기 출구 기준으로 수소를 모두 소모하고 NOx 농도를 최소화하기 위해서는 긴 체류시간과 높은 내부 압력이 요구된다고 주장하였다. 참고로, 실제 가스터빈의 연소 환경을 고려할 시, 이론적으로 가능한 최소 NOx 배출량이 23 ppm으로 계산되었다고 한다.

Fig. 15.

Computed 2D profiles of temperature and mole fraction of NO in the two-stage non-premixed combustion of CH₄-NH₃-air mixture with 20% ammonia by heat fraction. Reprinted from [55].

앞서 살펴본 축방향 스테이징 외에도, 반경방향 스테이징 기법을 활용하여 암모니아 화염의 배기배출 성능을 향상하고자 하는 연구 사례[59, 60]들이 보고되었다. Pugh 등[58]은 제트 유동을 형성하는 내부 파일럿 인젝터와 이를 둘러싼 형태의 환형 스월 노즐을 갖춘 모형 가스터빈 연소기에서, 세 종류의 반경방향 스테이징 구성이 NH₃/H₂/공기 화염의 NO 및 미연소된 NH₃ 배출 특성에 미치는 영향을 실험적으로 살펴보았다. 이 세 가지 구성 중, 외부에 부분 예혼합 NH₃/공기 화염이 형성된 상태로 내부 파일럿 인젝터에서 수소만 분사되는 경우, Fig. 16와 같이 연료-과농 조건(ϕ = 1.2)에서 NO와 미연소된 NH₃ 배출량이 모두 가장 낮은 수치를 보였다. 해당 조건에서 온도와 압력을 동시에 높이면, 온도 증가에 따른 NO 증가량이 압력 증가로 인한 NO 감소량보다 우세하여 전체 NO 배출량이 증가한다고 보고하였다. 최근 수행된 연구[59]에서는 이중 스월 버너를 사용하여 예혼합 NH₃/CH₄/공기 화염의 정적 안정성 및 배기 성능 측면에서 반경방향 다단 연소기법을 평가하였다. 내부와 외부 스월 노즐에는 각각 예혼합 NH₃/CH₄/공기와 CH₄/공기 반응물이 공급된다. 여러 실험 조건 중 내부와 외부에 각각 ϕ = 0.7의 CH₄/공기 및 ϕ = 1.4의 NH₃/공기 화염이 형성된 조건 하에서, NOx 농도는 220 ppm 수준으로 계측되었으며 이때 암모니아 슬립은 관찰되지 않았다고 한다.

Fig. 16.

Sampled NO (empty) and NH₃ (filled) emissions for each NH₃-H₂ flame configuration at STP. Reprinted from [58].

4.3 MILD 연소

MILD(Moderate or Intense Low oxygen Dilution) 연소는 연소 과정에서 반응 영역을 광범위하게 확장하는 방식으로, 연소 반응이 넓은 영역에서 발생하도록 유도하여 반응장의 온도를 낮추고 연소실 내부의 온도 분포를 균일하게 함으로써 열적-NOx 배출을 효과적으로 감소시키는 연소기술이다. MILD 연소 환경을 형성하기 위해서는 반응물의 유입 온도, 자연발화온도 및 연소 과정 중의 온도 증가량을 필수적으로 고려해야 한다. Cavaliere와 Joannon의 연구[60]에 따르면, MILD 연소가 가능한 낮은 산소 농도 환경을 형성하기 위해서는 연소실 내 온도 증가량이 자연발화온도보다 낮음과 동시에 반응물의 유입 온도보다는 높아야 하고, 해당 온도 조건을 만족할 시 열적-NOx 배출 감소 및 연소 효율이 극대화된다고 보고하였다. 이러한 MILD 연소기법의 장점을 활용하여 암모니아 화염의 NOx 배출량을 낮추고자 하는 연구들이 일부 진행되었다.

Sorrentino 등[61]은 사이클론 연소기를 이용하여 암모니아 전소 환경에서 MILD 연소의 적용 가능성을 평가하였다. 구체적으로는 입구온도, 당량비, 입열량 등의 파라미터가 NH₃/공기 화염의 배기배출 성능에 미치는 영향을알아보았다. Fig. 17(a)를 살펴보면, 희박 조건에서 입구온도가 높아짐에 따라 배기가스 내 NO 농도가 증가하는 경향이 보이지만, 이론공연비 부근에서 NO 생성이 급격히 줄어들고 ϕ ≥ 1.2의 연료-과농 조건에서는 10 ppm(15% O₂ 환산치) 미만으로 감소하는 것을 관찰할 수 있다. 또한, Fig. 17(b-c)을 통해 동일 당량비 조건에서 입구온도의 증가는 미연소된 NH₃와 H₂ 생성량의 감소로 이어지는 것을 알 수 있다. 이 연구 결과는 암모니아 연소시스템에 MILD 연소기법의 적용이 가능하다는 것을 나타낸다. 한편, Mohammadpour 등[62]은 MILD 연소시스템에서 벽면 온도와 공기 내 질소 농도에 따른 암모니아 화염의 NOx 및 N₂O 배기배출 특성을 수치적으로 분석하였다. 연구 결과에 따르면, 질소 농도가 높을수록 그리고 벽면 온도가 낮을수록 NOx 농도가 감소하는 것으로 나타났다. 이러한 현상의 주요 원인으로 HNO에 의한 NO 생성 억제 및 NH₂ 라디칼을 통한 De-NOx 경로 활성화를 지목하였다. 반면에, N₂O 생성량은 NOx와 반대의 경향을 보이는데, 이는 N₂O에서 NO와 N₂로 변환되는 반응의 약화에 기인한 것으로 설명하였다.

Fig. 17.

Exhaust emissions (ppm @ 15% O₂) as a function of equivalence ratio at thermal power of 5 kW: (a) NO, (b) NH₃, and (c) H₂. Reprinted from [61].

5. 결 론

발전 부문에서 탄소중립 이행을 위한 전략적 전환점에 있어, 저탄소/무탄소 발전 가스터빈의 역할이 점차 중요해지고 있다. 이러한 변화는 기존 탄화수소 연료에서 수소나 암모니아와 같은 무탄소 연료로의 전환을 필수로 요구하기 때문에, 각 연료의 연소특성을 충분히 고려하여 기존 가스터빈 연소시스템을 개조하거나 새로운 연소기의 개발이 절실히 필요하다. 특히, 수소에 비해 수송성과 저장성이 우수한 암모니아는 현재 대체 연료로 주목받고 있지만, 암모니아를 연소시스템에 적용하기 위해서는 극복해야 할 기술적 장벽이 다수 존재한다.

본 논문은 암모니아의 층류화염속도와 배기배출 특성과 같은 주요 연소특성을 살펴보는 것으로 시작한다. 이어서, 가스터빈 연소시스템에서 암모니아 화염이 갖는 여러 단점들을 면밀히 검토하고, 이를 극복하기 위한 전략들을 정리하였다. 암모니아의 현저히 낮은 반응성 문제를 해결하기 위해 메탄 또는 수소와의 혼소, 플라즈마 인가, 산소 부하 등의 다양한 기술적 접근법이 고려되었다. 이러한 접근 방식은 암모니아의 반응성을 향상시키는 데 효과적일 수 있으나, 동시에 배기가스 배출 규제를 만족시키지 못하는 한계도 명확히 드러내었다. 다음으로, 암모니아 연료로부터 유발되는 상당히 높은 연료-NOx 배출량을 줄이기 위해 희박 연소, 다단 연소, MILD 연소 등의 전략이 채택되어 연구에 활용되었다. 본 논문에서 다루는 내용 이외에도 암모니아 화염의 연소불안정 발생 메커니즘, 상세화학반응 메커니즘 등을 규명하기 위한 연구들이 상당수 진행되었다. 이와 같은 노력에도 불구하고, 암모니아 연소가 갖는 단점들을 모두 극복할 수 있는 명확한 해결책이 아직 도출되지 않은 상태이다. 암모니아 기반 가스터빈 연소시스템 개발을 가속화하기 위해서는 다양한 문제들을 포괄적으로 고려해야 한다. 이는 기술적, 환경적, 경제적 측면을 아우르는 다각도의 접근이 필요함을 의미한다. 또한, 국가별 또는 기업별로 다양한 환경 조건을 고려해야 하며, 이에 따라 다양한 상황에 대응할 수 있는 유연한 연소기술의 개발이 요구된다.