Review on Reporting Method of NOx for a Hydrogen Turbine

Daesik Kim; Min Kuk Kim

doi:10.15231/jksc.2023.28.3.028

Preview

Technical Notes

Journal of the Korean Society of Combustion. 30 September 2023. 28-35
https://doi.org/10.15231/jksc.2023.28.3.028

Review on Reporting Method of NO_x for a Hydrogen Turbine

수소터빈 도입에 따른 NO_x 평가 방법 고찰

Daesik Kim¹

Min Kuk Kim²^†

김 대식¹

김 민국²^†

¹Gangneung-Wonju National University

²Korea Institute of Machinery and Materials

¹강릉원주대학교 기계공학과

²한국기계연구원 무탄소연료발전연구실

^{*Corresponding Author}

ABSTRACT

The fuel conversion for a stationary gas turbine from conventional LNG to hydrogen is recognized as a key technology for carbon neutrality in power generation. However, the present NO_x reporting method does not properly evaluate NO_x generated from hydrogen combustion. The current standard uses NO_x, which has been corrected to the reference oxygen concentration(15%) after complete extraction of H₂O from the exhaust gas. For a hydrogen combustion, the concentration of H₂O and O₂ in the exhaust gas increases more than that of hydrocarbon fuels, resulting in over-reporting the actual NO_x emission. In this study, under the operating conditions of hydrogen turbines currently being developed, NO_x is calculated to be 39.6% over actual emissions affecting the environment. Therefore, it is very important and urgent to establish a new and appropriate NO_x reporting method to accurately consider the characteristics of hydrogen combustion.

Keywords

Hydrogen turbine

Nitrogen oxides(NO_x)

New regulation

MAIN

1. 서 론
2. 수소 혼소율에 따른 농도 기반 NOx 평가
2.1 현재의 NO_x 농도 평가 방법
2.2 수소터빈에서 NO_x의 과대평가 분석
3. 수소터빈을 위한 NO_x 평가 방법의 제안
3.1 NO_x 배출 질량 평가 방법
3.2 공급열량당 질량기준 NO_x 분석 결과
4. 결 론

1. 서 론

전 세계의 대부분 국가가 지구온난화의 위기를 공감하고 이를 개선하기 위하여 탄소중립을 선언하고 있다. 우리나라도 예외는 아니어서 2050년 전체 산업에 걸쳐서의 탄소중립 달성을 목표로 내걸었다. 또한 이에 대한 과도기로서 국가온실가스감축(Nationally Determined Contribution, NDC) 목표를 통하여 2030년 국내의 온실가스를 2018년 대비 40% 감축하는 방안을 제시하였다. 발전 분야의 경우, 2021년 10월에 발표된 2050 탄소중립 시나리오[1]에 따르면, 재생에너지의 비중이 60.9∼70.7%로 가장 높은 가운데, 무탄소 가스터빈 발전이 크게는 21.5% 정도를 차지하여 에너지 전환 분야의 탄소중립에 그 역할이 강조되었다. 또한, 2023년 1월에 발표된 제10차 전력수급기본계획[2]에 따르면 무탄소 전원은 2036년에 전체 전원 믹스 중에서 7.1%의 높은 비중을 차지하게 된다.

특히 무탄소 전원 중, 기존 LNG를 연료로 사용하는 가스터빈을 수소혼소로 전환하여 탄소 저감, 궁극적으로는 수소전소를 통한 탄소중립을 실현하는 사업이 국내외에서 매우 활발하게 진행되고 있다. 국내의 예로써, 정부 지원으로 ‘300 MW_e급 고효율 가스터빈용 50% 수소혼소 친환경 연소기 개발 (주관기관 : 한국기계연구원)’[3,4,5]과 ‘분산발전 가스터빈용 수소전소 저 NO_x 연소기 개발(주관기관 : 두산에너빌리티)’[6,7,8]과 같은 수소 혼/전소를 위한 가스터빈 연소 기술개발 연구가 한참 진행 중이다. 해당 과제들의 중간 결과물[3,4,5,6,7,8]로써, 수소 혼/전소에 따라 역화(flashback)와 연소불안정(combustion instability) 등의 문제점을 해결하기 위한 주요 연구 성과들이 보고되고 있다. 그러나, 해당 연소기들에서 역화와 연소불안정 문제를 해결하기 위하여 설계 변경 또는 운전 조건 수정 시 자칫 NO_x 증가를 초래할 가능성이 존재하고, 이러한 상충관계(trade-off)에 있는 변수 간의 최적 제어가 수소 연소기 개발에 중요한 인자로 여겨지고 있다.

이와 더불어서 최근 미국[9,10,11]과 유럽[12,13]에서는 현재의 발전용 가스터빈에서의 NO_x 평가 방법이 수소 혼/전소로 전환 시 수정되어야 한다는 주장이 강하게 제기되고 있다. 현재의 NO_x 평가 방법은 먼저 배출가스 중 수분(H₂O)을 제거한 후에, 15%의 산소농도로 보정하여 환산된 값이 사용된다. 그러나 수소 연소의 경우, 기존 탄화수소계 연료의 연소와 비교하여 이산화탄소가 저감(전소시 “0”)되는 반면에 H₂O의 배출이 크게 증가한다. 또한, 연소시 소모되는 산소 역시 감소하여 배출가스 중, 동일한 산소농도로 보정시 실제 NO_x보다 환산된 NO_x는 더욱 증가할 수밖에 없다. 국내에서도 Lee et al.[8]의 연구에서 유사한 내용이 발표된 바가 있다. 기존 탄화수소계 연료를 사용하는 가스터빈의 NO_x 허용/평가 기준을 수소터빈에 그대로 적용하게 될 경우, 환경에 미치는 실질적인 영향에 비하여 매우 큰 차이(본 논문에서는 “과대평가(overvalue)”라고 명명)가 존재할 수밖에 없으며, 이로부터 미국과 유럽에서는 정확한 수소터빈의 NO_x 평가 방법 제시와 이를 규정에 반영하고자 하는 노력이 기울여지고 있다.

본 논문은 최근 미국과 유럽 등에서 진행되고 있는 수소터빈 도입에 따른 NO_x 평가 기준의 개정 필요성에 관한 연구 내용을 요약하고, 현재 정부 과제로 개발되고 있는 가스터빈 수소 연소기를 대상으로 다양한 NO_x 평가 방법들에 대한 비교 분석을 통해 국내의 연소 및 가스터빈 연구자와 관계기관에 새로운 NO_x 평가 기준의 필요성에 대한 공감대를 형성하며, 향후 국내 배출 가스허용 기준의 개정 시 관련 근거 자료를 제공하고자 한다.

2. 수소 혼소율에 따른 농도 기반 NO_x 평가

2.1 현재의 NO_x 농도 평가 방법

배출가스 중, NO_x의 농도는 다음의 두 과정을 거쳐서 측정되고, 우리나라를 포함한 대부분 국가에서는 이에 근거하여 허용기준이 수립되어 있다. 먼저 배출가스 중 수분(H₂O)을 완전히 제거하기 위한 “drying” 과정을 거친다. 이는 가스 중에서의 수분은 측정시스템과 배관에 응축을 초래하고, 광화학(chemiluminescence) 기반의 대부분 가스분석기의 반응 민감도에 영향을 미치기 때문이다[11,13]. 수분이 제거되고 물리적으로 포집된 “dry” 배출가스의 성분을 분석하는데, 이때 배출물의 농도는 배기 내의 산소(O₂) 농도에 크게 의존하게 되고, 이러한 의존성을 오프셋(offset)하기 위하여 일정한 표준 산소농도 보정 과정을 거치게 된다[8,9,10,11,12,13]. 국내의 경우 발전용 가스터빈에서는 대기환경보전법 시행규칙[14]에 따라 15%의 표준 산소농도를 기준으로 한다. 이는 해외의 발전용 가스터빈의 대기오염물질 규제에도 동일하게 적용되고 있다.

상기 과정을 수식으로 표현하면 다음과 같다. 우선 “drying” 과정을 위하여, 가스터빈으로부터 실제 배출되는 가스는 당연히 수분을 포함하고 있으며, 전체 배출가스 중 실제(true) 질소산화물의 몰(=체적)분율을 “ $N O_{x, t}$ (단위 : ppmv)”로 정의하고, 수분이 제거된 후 가스분석기에서 측정(measure)되는 질소산화물을 “ $N O_{x, m}$ (단위 : ppmvd)”로 정의한다. 같은 방식으로, 배출가스 중 실제 및 수분이 제거된 후 분석기에서 측정된 산소의 체적분율을 각각 $X_{O_{2}, t}$ 와 $X_{O_{2}, m}$ 로 정의할 수 있다. 정의로부터 각각의 관계는 Eqs. 1 및 2와 같다[11,12,13].

(1)

N O_{x, m} = N O_{x, t} \times \frac{1}{1 - X_{H_{2} O}}

(2)

X_{O_{2}, m} = X_{O_{2}, t} \times \frac{1}{1 - X_{H_{2} O}}

여기서 $X_{H_{2} O}$ 는 배출가스 중 H₂O의 몰(=체적)분율을 의미한다.

두 번째 단계로서, 수분 제거 후에 측정된 $N O_{x, m}$ 을 표준 산소농도(가스터빈의 경우 15% O₂)로 보정된 $N O_{x, 15 %}$ 를 구하는 과정과 이로부터 $N O_{x, t}$ 와의 관계는 Eq. 3을 통하여 얻어질 수 있다.

(3)

N O_{x, 15 %} = N O_{x, m} \times \frac{(0.209 - 0.15)}{(0.209 - X_{O_{2}, m})} = \frac{N O_{x, t}}{(1 - X_{H_{2} O})} \times \frac{(0.209 - 0.15)}{[0.209 - X_{O_{2}, t} / (1 - X_{H_{2} O})]} = N O_{x, t} \times \frac{0.059}{[0.209 (1 - X_{H_{2} O}) - X_{O_{2}, t}]}

여기서 우변의 $N O_{x, t}$ 에 대한 곱하기 인자를 “ $A$ ”로 정의하고 이를 다시 쓰면,

(4)

Parameter : A = \frac{0.059}{[0.209 (1 - X_{H_{2} O}) - X_{O_{2}, t}]}

이로부터 Eq. 3을 간략화하면 다음과 같다.

(5)

N O_{x, 15 %} = A \times N O_{x, t}

즉, 인자 $A$ 가 커진다는 것은 실제 가스터빈 운전을 통하여 생성되는 NO_x( $N O_{x, t}$ )보다 현재의 측정 기준에 따르는 수분 제거 후, 표준 산소농도로 보정된 NO_x( $N O_{x, 15 %}$ )의 과대평가 정도가 더욱 증가함을 의미한다.

2.2 수소터빈에서 NO_x의 과대평가 분석

본 절에서는 앞 절의 내용을 바탕으로 실제 개발 중인 수소터빈 연소기의 운전 조건을 토대로 $N O_{x, t}$ 와 $N O_{x, 15 %}$ 사이의 차이를 해석하였다. 이를 위하여 한국기계연구원에서 진행 중인 300 MW_e급 가스터빈 연소기의 싱글노즐 시험[3,4,5]에서 적용되고 있는 수소혼소율에 따른 운전조건과 물성치가 사용되었다.

2.2.1 분석 조건

대상 연소기는 300 MW급 가스터빈용 실스케일 싱글노즐 시스템으로서, 분위기 압력은 1.3 bar, 공기 공급 온도는 718 K으로 고정되고, 연료는 연소실 입구에서 공기와 미리 예혼합된다. 수소혼소율에 상관없이 공기 유량은 0.1% 이내로 일정하게 공급되었으며, 다만 혼소율의 변화에 따라 동일한 1,780K의 단열화염온도를 갖도록 운전 조건이 설정되었다. 이를 위하여 H₂와 CH₄의 혼소율 조합에서 입열량(thermal power input)은 670kW로 동일하게 유지되었다. Table 1은 혼소율 변화에 따른 연료의 질량분율과 당량비의 변화를 요약한 것이다. 본 논문은 개발 대상 시스템의 연소 기술에 대한 세부 내용을 다루는 것이 목적이 아니므로, 연소기 형상과 운전 조건에 대한 세부 사항은 관련 이전 논문들[3,4,5]을 통하여 구체적인 정보를 얻을 수 있다.

Table 1.

Operating conditions for a target combustor

H₂ [%,vol]	Fuel mass fraction [%,mass]		Equivalence ratio	Relative thermal power input[%]
H₂ [%,vol]	CH₄	H₂	Equivalence ratio	Relative thermal power input[%]
0	100.0	0.0	0.484	100.0
10	98.6	1.4	0.481	99.9
20	97.0	3.0	0.478	100.0
30	94.9	5.1	0.475	100.0
40	92.3	7.7	0.472	100.1
50	88.8	11.2	0.467	100.2
60	84.1	15.9	0.462	100.4
70	77.3	22.7	0.455	100.5
80	66.6	33.4	0.445	100.8
90	46.9	53.1	0.430	101.0
100	0.0	100.0	0.403	100.1

2.2.2 혼소율에 따른 연소생성물 분석

Fig. 1은 Ansys Chemkin[15]을 이용하여 앞 절에서 소개된 조건에서의 각 혼소율별 연소가스 중 관심 성분의 체적분율을 계산한 결과이다. 그림에서 보이듯이 CH₄ 100%(=H₂ 0%, in vol.)에서 H₂의 비율이 증가할수록 CO₂의 농도는 감소하고, H₂O의 비율은 증가하는 것을 확인할 수 있다. 특히, 낮은 혼소율에서는 H₂O는 미소한 증가(CO₂는 미소한 감소)를 보이다가, 높은 혼소율로 가면서 증가(또는 감소) 비율이 급격하게 변하여, H₂ 100%인 수소전소 조건에서는 CO₂의 농도는 0이 되지만 H₂O는 CH₄ 100% 조건에 비하여 61.5%가 증가하게 된다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F1.jpg

Fig. 1.

Combustion product calculation results as a function of hydrogen ratio.

또한 배출가스 중, O₂의 농도는 수소전소시 CH₄ 연소와 비교하여 12.2%가 증가하게 된다. 이는 CH₄의 경우 이론반응식(CH₄ + 2O₂ → CO₂ + 2H₂O)에서 연료 1kmol당 O₂를 2kmol씩 소비하는 반면에, 수소는 1kmol당 O₂를 0.5kmol만 소비(H₂ + 0.5O₂ → H₂O)하게 되어 동일한 조건에서 비교시, 연소생성물 중 산소의 농도가 더욱 증가하기 때문이다. Fig. 1의 결과로부터 수소 혼소율이 증가할수록, $X_{H_{2} O}$ 와 $X_{O_{2}, t}$ 가 모두 증가하게 되고, 이는 Eq. 4로부터 인자 $A$ 가 증가함을 의미하고, 결국 Eq. 5에서와 같이 현재 배출가스 허용기준에 따라 보고되는 NO_x와 배출가스 중의 실제(true) NO_x 비율인 $N O_{x, 15 %} / N O_{x, t}$ 의 증가를 초래한다. 실제 환경에 미치는 영향성은 $N O_{x, t}$ 가 의미를 갖는다[9,10,11,12,13]. 그러나, 현재처럼 NO_x의 측정과 관리 방법이 $N O_{x, 15 %}$ 을 통하여 이루어질 경우, 특히 수소터빈에서 배출되는 NO_x의 변화량은 환경 영향성 측면에서의 중요성과는 다른 방향을 가리키게 된다.

Fig. 2는 이를 구체적으로 분석한 결과로서, 각 혼소율에서 얻어진 $X_{H_{2} O}$ 와 $X_{O_{2}, t}$ 로부터 Eq. 4에서 정의된 인자 $A$ 를 혼소율의 함수로 나타낸것이다. 참고로 비교의 편의성을 위하여 Eq. 4로부터 계산된 $A$ 를 100% CH₄에서의 값을 기준으로 하여 상대적인 차이를 도시한 결과이다. 그림에서 보이듯이, 인자 $A$ 는 100% CH₄와 비교하여 수소전소시 39.6%나 증가함을 알 수 있다. 이는 Eq. 5에서 설명하였듯이, $N O_{x, 15 %} / N O_{x, t}$ 값이 CH₄ 연소와 비교할 때, 수소전소에서는 39.6%가 증가함을 의미한다. 따라서, 기존 CH₄와 수소전소시 동일한 $N O_{x, t}$ 를 배출한다고 가정하더라도, 현재의 NO_x 평가 방식에서는 수소전소의 경우에 39.6%만큼 실제값을 과대평가하게 된다. 이와 유사한 비교 분석이 최근 미국의 EPRI(Electric Power Research Institute)와 Georgia Tech.의 공동연구[11]에서도 보고된 바가 있고, 이들의 해석 조건에서는 과대평가되는 NO_x는 수소전소시 37.2% 수준인 것으로 나타났다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F2.jpg

Fig. 2.

Normalized parameter A as a function of hydrogen ratio.

널리 알려졌다시피, LNG는 CH₄를 주성분으로 다양한 탄화수소계 연료로 구성되고, 이와 더불어서 수소터빈에 관한 연구가 활성화되기 전부터도 가스터빈의 주요 장점은 다양한 연료가 적용 가능하다는 점으로 알려져 있다[8]. 그러나, 이러한 발전용 가스터빈의 다양한 연료 적용 가능성에도 불구하고 현재 우리나라의 대기환경보전법[14]에 따르면, 설치 연도에 따라 NO_x의 배출 허용기준이 다를 뿐이지, 배출가스의 드라이 과정을 통한 15% 표준 산소 보정을 거치는 과정은 동일하게 적용된다. 따라서, Fig. 2와 동일한 접근 방법을 통하여 몇 가지 탄화수소계 연료를 대상(CH₄, C₃H₈, C₄H₁₀, C₇H₁₆)으로 하여 인자 $A$ 를 계산하여 Fig. 3에 도시하였다. 그림에서 보이듯이, 검토된 탄화수소계 연료에 대하여 $A$ 의 변화는 1% 이내로 연료 변경에 따른 큰 영향이 없는 것으로 나타났다. 이러한 사실로부터, 수소터빈이 본격적으로 도입되기 전인 기존의 대기오염법의 배출물 허용기준은 큰 오류가 없이 다양한 탄화수소계 연료에 대하여 공통으로 적용되어 올 수 있었다. 그러나, 현재 및 미래와 같이 발전용 수소터빈의 도입을 목전에 둔 상황에서는 현재의 배출가스 평가방법의 재검토가 시급하다고 할 수 있다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F3.jpg

Fig. 3.

Normalized parameter A for several hydrocarbon fuels.

3. 수소터빈을 위한 NO_x 평가 방법의 제안

3.1 NO_x 배출 질량 평가 방법

3.1.1 공급열량당 NO_x 질량 평가

전술하였던 현재의 NO_x 평가 방법에 대한 한계점들이 2022년부터 유럽[12,13]과 미국[9,10,11] 다수의 연구 그룹으로부터 보고되고 있다. 또한, 이들 국가에서도 모두 공통으로 탄소중립을 실현하기 위하여 기존 LNG를 수소로 전환하는 가스터빈 발전 기술개발과 실증에 막대한 노력을 기울이고 있고, 이에 따른 새로운 NO_x 평가 방법을 제안하고 있다. 이들의 공통적인 주장은 기존의 드라이 과정 후의 표준 산소농도 보정으로부터 계산되는 체적기반의 농도(단위 : [ppmvd])보다는 Eq. 6에서처럼 단위 공급에너지( $Q_{i n}$ )당 NO_x의 질량( $m_{N O x}$ ) 기준(단위 : [mg/MJ]) 평가 방법으로 전환하는 것이다[9,10,11,12,13]. 이에 대한 이유로는 1) 다양한 발열량을 가진 연료에 대하여 직접적인 환경 영향성 평가가 가능하고, 2) 배기 체적유량에 의존하지 않으며, 연소와 에너지 변환 과정에서 열역학적 상태량 변화의 영향을 배제할 수 있고, 3) EGR (Exhaust Gas Recirculation)과 O₂ enrichment 시스템과 같이 반응물 중 산소농도가 크게 변하는 연소 시스템에도 효과적으로 적용 가능하다는 점이다.

(6)

\frac{m_{N O x}}{Q_{i n}} = \frac{m_{N O x}}{L H V \times m_{f}} [mg / MJ]

여기서 $L H V$ 와 $m_{f}$ 는 각각 연료의 저위발열량과 질량을 의미한다.

일반적으로, 임의 배출물의 단위 체적당 질량(단위 : [mg/m³])을 알고 있으면, 단위 공급에너지당 질량(단위 : [mg/MJ])으로 전환하기 위하여 배출물 단위환산인자(unit conversion factor, $F_{u n i t}$ , 단위 : [m³/MJ])가 사용되며[11,12,13], 이는 연료별로, 배출물별로 다른 값을 가진다. 그러나 본 연구에서는 $N O_{x, 15 %}$ 및 $N O_{x, t}$ 와 같이 ppm 단위의 측정 또는 실제값이 비교되고 있으므로 새로운 $F_{u n i t}$ 을 다음과 같이 정의하였다. 따라서 $N O_{x, t}$ 및 $N O_{x, 15 %}$ 를 각각의 단위환산 인자인 $F_{u n i t, t}$ 와 $F_{u n i t, 15 %}$ 를 통하여 $m_{N O x} / Q_{i n}$ 으로 단위 전환할 수 있다.

(7)

(\frac{m_{N O x}}{Q_{i n}}) = F_{u n i t, t} \times N O_{x, t} F_{u n i t, t} = \frac{1, 000}{α X_{f} L H V} (\frac{M_{N O x}}{M_{f}}) [mg / MJ] / [ppmv]

(8)

(\frac{m_{N O x}}{Q_{i n}}) = F_{u n i t, 15 %} \times N O_{x, 15 %} F_{u n i t, 15 %} = \frac{1, 000}{α X_{f} L H V} (\frac{M_{N O x}}{M_{f}}) \frac{1}{A} [mg / MJ] / [ppmvd]

상기 식들에서, 𝛼는 반응물과 생성물의 몰 비율, $X_{f}$ 는 반응물 중 연료의 몰분율, $M_{N O x}$ 는 NO_x의 분자량, $M_{f}$ 는 연료의 분자량을 의미한다.

3.1.2 단위출력당 NO_x 질량 평가

Douglas 등[11]과 Garan 등[12]은 수소터빈에서 시스템의 단위 출력당( $W_{o u t}$ ) NO_x를 보고하는 것이 공급에너지( $Q_{i n}$ ) 기준 방식보다 더 실질적이고 합리적인 방안이라고 제시하였다. 또한, 최근 EU와 국내의 녹색분류체계(taxonomy)[16]를 통하여 금융산업과 경제활동에도 탄소중립 정책 시행이 적극 검토되고 있는데, 여기에서 온실가스 배출 기준 역시 시스템의 출력당 CO₂ 발생양으로 정의하고 있어서, 향후 탄소중립 및 수소경제 사회에서 배출물의 기준을 공급에너지 기준보다는 시스템 출력기준 방식이 더욱 유용할 수 있다.

가스터빈의 효율을 $η (= W_{o u t} / Q_{i n})$ 라고 하면, Eq. 6으로부터 터빈의 출력당 NO_x의 질량 관계식은 Eq. 9와 같이 정의된다.

(9)

\frac{m_{N O x}}{W_{o u t}} = \frac{m_{N O x}}{η \times Q_{i n}} = \frac{m_{N O x}}{η \times L H V \times m_{f}} [mg / MJ]

3.2 공급열량당 질량기준 NO_x 분석 결과

3.2.1 $F_{f u e l}$ 의 계산

Fig. 4는 2.2절과 동일한 조건에서 수소혼소율에 따라 $F_{f u e l}$ 의 변화를 나타낸 것이다. Fig. 4(a)는 $N O_{x, t}$ 의 단위전환 인자인 $F_{f u e l, t}$ 를, (b)는 $N O_{x, 15 %}$ 의 인자인 $F_{f u e l, 15 %}$ 의 계산 결과이다. 각각의 그림에서 파란색 도형은 NO를, 붉은색 도형은 NO₂를 의미한다. 예상하였듯이 $F_{f u e l, t}$ 의 경우에 혼소율과 관계없이 거의 일정한 값을 나타내지만, $F_{f u e l, 15 %}$ 는 Eq. 8과 같이 $A$ 의 역수에 비례하는 관계로, 혼소율에 따라 점진적으로 감소하여 수소전소의 경우 CH₄ 100%의 경우보다 26.8%가 감소하였다. 이 결과를 요약하면 Fig. 5와 같다. Fig. 5는 Fig. 4에서의 각각의 $F_{f u e l}$ 을 H₂ 0% 값으로 일반화한 것이다. 각 조건에서 NO와 NO₂의 변화율은 동일하였다. 따라서, 주어진 NO_x의 체적분율[ppmv]이 $N O_{x, t}$ 또는 $N O_{x, 15 %}$ 이냐에 따라 공급 에너지당 질량 단위[mg/MJ]로 환산하기 위해서는 Figs. 4와 5의 데이터가 활용될 수 있다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F4.jpg

Fig. 4.

NO_x unit conversion factor as a function of hydrogen ratio.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F5.jpg

Fig. 5.

Normalized unit conversion factor.

3.2.2 혼소 연소기의 측정 결과에 적용

본 절에서는 실제 혼소 연소기에서 측정된 NO_x의 결과를 전술하였던 보정 관계식에 적용하여 실제 ppm 단위의 NO_x와 질량 단위 NO_x의 변화를 각각 도출하였다. 먼저, Fig. 6은 각 혼소율에서 배출가스 측정 기준에 따라 보고되는 NO_x(즉, $N O_{x, 15 %}$ )를 의미한다. 운전 조건은 2.2절과 같았고, 수소의 혼소율은 연소불안정과 역화 등의 안정성을 고려하여 60%까지 측정되었다. 그림에서 검정색 동그라미 기호는 수소혼소율 변화에 따라 측정된 $N O_{x, 15 %}$ 이고, 파란색 사각형 기호는 동일 조건에서 연소실 덤프면에서 측정된 동압의 진폭을 의미한다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F6.jpg

Fig. 6.

Measured NO_x and dynamic pressure in a CH₄-H₂ blend combustor.

H₂ 40%까지는 H₂ 0%에 비하여 $N O_{x, 15 %}$ 가 감소하는 것을 확인할 수 있다. 본 연구에서처럼 수소혼소 가스터빈은 연소실 최고 온도를 일정하게 유지하면서 혼소율 변화에 따른 운전 조건을 설정하는 경우가 일반적이다[5,8,10,11]. 최근의 수소 연소에 대한 NO_x 생성 메커니즘 규명 연구들[17,18,19]에서는 연소실 최고 온도가 일정하더라도, 고온부의 연소가스 체류 시간(residence time)이 혼소율이 증가하면서 감소하게 되어, NO_x의 발생량이 줄어들게 된다고 보고하고 있다. 현재의 검증 대상으로 선정한 수소혼소 연소기에서도 혼소율 40%까지는 NO_x의 감소가 관찰되었다. 그러나, 혼소율 50% 이상부터는 NO_x가 다소 증가하였는데, 이는 연소불안정에 따른 동압 증가로부터 기인한 것으로 보인다. 해당 연소기에서의 연소불안정에 대한 세부 결과는 저자들의 이전 연구 결과들[3,4,5]에서 확인할 수 있다.

Fig. 7은 Fig. 6에서 측정된 $N O_{x, 15 %}$ 와 이를 Eq. 5를 이용하여 환산된 $N O_{x, t}$ 및 Eq. 8을 통하여 계산된 $m_{N O x} / Q_{i n}$ 를 각각의 H₂ 0%의 값으로 일반화하여 수소 혼소율의 함수로 표현한 것이다. 만일 수소혼소율 변화에 따른 터빈의 효율이 변하지 않고, 일정하게 유지된다면, Eq. 9에서와 같이 $m_{N O x} / W_{o u t}$ 은 $m_{N O x} / Q_{i n}$ 의 경향과 동일하므로, 본 결과에 별도로 포함되지는 않았다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2023-028-03/N0590280304/images/ksssf_28_03_04_F7.jpg

Fig. 7.

Normalized NO_x measured in the CH₄-H₂ blend combustor.

우선 $N O_{x, 15 %}$ 의 경우, 전술하였듯이 불안정 특성으로 인하여 H₂ 60%에서는 H₂ 0%보다 8.4% 증가하였다. 그러나, 수소 연소시 존재하게 되는 과대평가 인자를 고려하여 $N O_{x, t}$ 를 비교한 결과, H₂ 60%에서도 0%와 거의 유사한(2% 이내) NO_x 배출 특성을 보였으며, 진동의 영향을 배제할 수 있는 혼소율 40% 이내에서는 $N O_{x, 15 %}$ 보다 훨씬 낮은 상대 $N O_{x, t}$ 가 계산되었다. 또한, $m_{N O x} / Q_{i n}$ 의 경향은 혼소율에 따라 $N O_{x, t}$ 와 유사한 것으로 나타났다.

이상의 내용을 정리하자면, 탄화수소계 연료를 사용하고 있는 기존의 발전용 가스터빈의 NO_x 보고(reporting) 과정이 수소의 연소 특성을 적절하게 반영하지 못하다 보니, 수소터빈에서 배출되는 NO_x가 환경에 미치는 실질적인 영향보다 훨씬 큰 과대평가 요인이 존재한다. 이는 과학적으로 또한 환경적으로 오류를 내포하는 데이터를 평가 기준으로 사용하고 있음을 의미한다. 동시에, 수소 연소 특성을 적절하게 반영하지 못한 NO_x 배출 규제의 지속적인 사용은 수소터빈에서 NO_x와 상충관계에 있는 다른 중요한 연소 성능들(예, 역화, 불안정, 연소효율 등)과의 최적 제어 범위를 더욱 제한되게 만들면서, 수소터빈의 개발기간과 예산 및 연구 투입 인력의 과도한 수요를 초래하기 때문에, 본 논문에서 제안하는 새로운 수소터빈의 NO_x 평가 절차와 기준에 대한 시급한 검토가 요구된다.

4. 결 론

발전용 가스터빈의 연료를 기존의 LNG에서 수소로 전환하는 것은 발전 분야 탄소중립의 핵심 필요 기술로 인식되고 있으며, 이미 국내외 많은 기관에서 기술개발의 상용화를 목전에 두고 있다. 이를 위해서는 다양한 성능 목표를 모두 만족하는 연소 기술의 개발과 시스템 검증이 선행되어야 하는데, 이러한 성능 목표 중 NO_x의 환경규제 만족은 기존 LNG 발전과 마찬가지로 수소터빈 발전에서도 매우 높은 중요성을 차지한다.

현재의 발전용 가스터빈으로부터의 NO_x는 배출가스 중, 수분(H₂O)을 완전히 제거한 후에 표준산소농도(O₂ 15%)의 보정값을 통하여 보고된다. 그러나, 탄화수소계 연료에 비하여 수소는 배출가스 중에서, H₂O와 O₂의 상대적인 비율이 모두 증가하고, 이는 실제 NO_x 농도보다 보고값으로 사용되는 농도를 훨씬 증가시키는 역할을 하게 된다. 이러한 차이를 본 연구에서는 “과대평가(overvalue)”로 정의하였으며, 현재 정부 지원으로 개발 중인 300 MW급 수소혼소 터빈의 싱글노즐 연소기 운전 조건을 반영하여 계산 결과, 동일한 NO_x 배출량을 기준으로 하였을 때, 수소전소는 CH₄ 100%에 비하여 39.6%나 과대평가하는 것으로 나타났다.

이러한 수소터빈의 NO_x 과대평가를 보정하는 방법으로 몇가지 대안들이 제시되고 있는데, 현재의 배출가스 규제에 따라 측정된 NO_x로부터 동일 ppm 단위로 전환시 과대평가를 조정하는 인자(본 연구에서는 “ $A$ ”로 정의)를 사용하거나, 최근 유럽과 미국에서 준비하고 있는 바와 같이 기준 입력 에너지 또는 시스템 출력당 질량 단위의 NO_x로 전환하는 것이다. 현재의 연구에서는 이 대안들에 대한 접근 방법과 실제 환산된 NO_x의 계산 결과를 제시하였다.

수소터빈에서, 실제 NO_x 배출량을 줄이는 기술개발은 무척 중요하다. 그러나, 이와 동등하게, 배출되는 NO_x의 정확한 평가방법의 정립 역시 매우 중요하다. 이미 해외에서는 기존의 탄화수소계 연료에 적용하고 있던 발전용 가스터빈 NO_x 평가방법의 문제점을 공론화하였고, 이를 바로잡기 위한 노력이 최근 활발하게 시작되었다. 우리나라에서의 발전 분야 탄소중립을 위한 수소터빈의 역할은 그 여느 국가 못지않게 매우 중요하고 시급하다. 그러다 보니, 수소터빈 개발을 위한 정부와 민관 기관들의 많은 예산 및 연구자들의 노력이 투입되고 있으며, 이러한 노력이 최근의 기술개발 결과물로서 나타나고 있다. 앞으로 다가올 수소터빈의 상용화 시점에 앞서서 기술의 완성만큼이나 타당한 NO_x 평가방법의 검토는 매우 시급하고, 이는 수소터빈 기술개발 기간과 예산, 노력의 단축과 더 나아가서는 국내 발전 분야의 탄소중립 실현을 조기에 달성하는 데 이바지하게 될 것이다.

기 호 설 명

$X_{i}$ : mole fraction of $i$

$A$ : parameter for true NO_x

$m_{i}$ : mass of $i$

$M_{i}$ : molecular weight of $i$

$Q_{i n}$ : thermal energy input

$W_{o u t}$ : system output

$F_{u n i t}$ : unit conversion factor

𝛼 : mole ratio of reactants to products

𝜂 : turbine efficiency

Subscripts

15% : 15% O₂ correction

$m$ : measurement

$t$ : true

Acknowledgements

본 연구는 2020년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원(20206710100030)을 받아 수행된 연구 결과입니다.

References

(2050 탄소중립위원회) 2050 탄소중립 시나리오 (2021), https://www.korea.kr/special/policyCurationView.do?newsId=148881562

(산업통상자원부 공고 2023-036호) 제10차 전력수급기본계획 (2023), https://www.motie.go.kr/motie/gov_info/gov_openinfo/sajun/bbs/bbsView.do?bbs_seq_n=166650&bbs_cd_n=81

J. Son, D. Kim, Combustion Instability modelling in a Reverse-Flow Gas Turbine Combustor using a Network Model, J. Korean Soc. Combust. 26(4) (2021), 20-28. 10.15231/jksc.2021.26.4.020

S. Hong, D. Kim, Combustion Instability modelling in a Hydrogen-Natural Gas Mixed Fuel Gas Turbine Combustor using a 3-Dimensional Finite Element Method Approach, J. ILASS-Korea. 27(1) (2022), 36-41.

M.K. Kim, K. Min, W.J. Lee, D.W. Kang, J. Hwang, J.H. Cho, H.S. Kim, Development of Hydrogen and LNG Co-firing Gas Turbine Combustor for Power Generation, The 63th Kosco Symposium 2022.

J. Hwang, M.K. Kim, W.J. Lee, B. Shershnyov, Y. Shin, E.S. Cho, A Study on the Hydrogen Combustor with Swirl Nozzles, J. Korean Soc. Combust. 27(4) (2022), 11-19. 10.15231/jksc.2022.27.4.011

M. Choi, I. Gu, Y. Shin, E.S. Cho, D. Shin, Comparisons of Flashback Characteristics of Hydrogen Flames by Combustion Models in an Industrial Gas Turbine Combustor, J. Korean Soc. Combust. 27(4) (2022), 40-49. 10.15231/jksc.2022.27.4.040

J. Lee, E.S. Cho, Study on Zero Carbon Fuels for Gas Turbine Application, J. Korean Soc. Combust. 28(2) (2023), 11-21. 10.15231/jksc.2023.28.2.011

P. Strakey, Hydrogen Combustion Research at NETL, H2IQ Webinar, September 15, 2022.

V. McDonell, NO_x and Combustion (Gas Turbine) Technology Historical Perspective and Path Forward with Hydrogen, H2IQ Webinar, September 15, 2022.

C.M. Douglas, S.L. Shaw, T.D. Martz, R.C. Steele, D.R. Noble, B.L. Emerson, T.C. Lieuwen, Pollutant Emission Reporting and Performance Considerations for Hydrogen-Hydrocarbon Fuels in Gas Turbines, J. Eng. Gas Turbine Power, 144(9) (2022), 091003. 10.1115/1.4054949

N. Garan, S. Dybe, C.O. Paschereit, N. Djordjevic, Consistent Emission Correction Factors Applicable to Novel Energy Carriers and Conversion Concepts, Fuel, 341 (2023), 127658. 10.1016/j.fuel.2023.127658

ETN Global, Proposed NO_x Emissions Reporting for Hydrogen-Containing Fuels, ETN Position Paper, March 2023.

(대기환경보전법 시행규칙) 별표 8 대기오염물질의 배출허용기준 (개정 2021.12.30.), https://www.me.go.kr/home/web/board/read.do?boardMasterId=1&boardId=979615&menuId=286

ANSYS, Inc., CHEMKIN-PRO, Available at: https://www.ansys.com/products/fluids/ansys-chemkin-pro

한국형 녹색분류체계 가이드라인 (2021.12.), https://www.me.go.kr/home/web/policy_data/read.do?menuId=10260&seq=7853

H. Pan, S. Geng, H. Yang, G. Zhang, H. Bian, Y. Liu, Influence of H2 Blending on NO_x Production in Natural Gas Combustion: Mechanism Comparison and Reaction Routes, Int. J. Hydrogen Energy, 48(2) (2023), 784-797. 10.1016/j.ijhydene.2022.09.251

B. Beer, H. Rajagopalan, C. Godbold, H. Johnson, B. Emerson, V. Acharya, W. Sun, D. Noble, T. Lieuwen, Numerical Investigation of NO_x Production from Premixed Hydrogen/Methane Fuel Blends, Combust. Flame, 255 (2023), 112920. 10.1016/j.combustflame.2023.112920

X. Wen, L. Berger, F. Lehn, A. Parente, H. Pitsch, Numerical Analysis and Flamelet modelling of NO_x Formation in a Thermodiffusively Unstable Hydrogen flame, Combust. Flame, 253 (2023), 112817. 10.1016/j.combustflame.2023.112817

Journal of the Korean Society of Combustion ISSN:1226-0959(Print) 2466-2089(Online) 한국연소학회지