기 호 설 명

CRZ : Central Recirculation Zone

IRZ : Inner Recirculation Zone

S_o : outer swirl number

S_i : inner swirl number

U_air : outer air flow velocity

U_z : axial velocity

U_r : radial velocity

u_i : particle velocity in the i-direction

M : spatial calibration factor

Δx_i : particle displacement in the i-direction

Δt : time interval between consecutive images

1. 서 론

전 세계적인 탄소중립 요구와 온실가스 배출 규제의 강화에 따라 발전 및 항공용 가스터빈 산업에서도 기존 탄화수소 기반 연료에서 저탄소 또는 무탄소 연료로 대체하기 위한 연구가 활발히 진행되고 있다. 수소는 연료 자체에 탄소를 포함하지 않으므로 연소 과정에서 이산화탄소를 직접 생성하지 않으며, 재생에너지와 연계하여 생산될 경우 발전 및 추진 시스템의 탈탄소화에 기여할 수 있는 에너지 운반체로 평가된다. 이에 따라 기존 천연가스 위주의 가스터빈 엔진에 수소를 첨가하는 혼소 기술뿐만 아니라 수소만을 100% 연료로 사용하는 전소 가스터빈 연소기 개발도 확대되고 있다. 그러나 수소의 전체적인 환경적 이점은 생산 및 공급 경로에 따라 달라지며, 실제 가스터빈에 적용하기 위해서는 역화(flash back)와 blow-off 등 화염 안정성과 연소불안정 및 질소산화물 배출과 같은 기술적 문제를 반드시 해결해야 한다[1,2,3].

수소는 탄화수소 연료와 비교하여 높은 반응성, 빠른 화염전파속도, 넓은 가연범위 및 높은 물질확산성을 가진다[1,2]. 이러한 특성은 연료가 희박한 조건에서도 안정적인 연소를 가능하게 하지만, 예혼합 연소기에서는 화염이 연소실로부터 연료–공기 혼합기 통로의 상류로 전파되는 역화 위험을 증가시킨다. 또한 수소 함량의 증가는 화염전파속도, 점화지연시간 및 화염의 응답 특성을 변화시키므로 연소불안정과 연소기 운전범위에 영향을 줄 수 있다[1,3,4]. 한편, 수소 화염에서 국부적인 고온 반응영역이 형성되면 열적(thermal) NOx 생성이 증가하게 되므로, 수소 가스터빈 연소기에서는 역화를 방지하면서도 충분한 혼합과 안정적인 화염 정착을 확보할 수 있는 연료 주입과 화염 안정화 방식이 매우 중요하게 요구된다.

이러한 문제를 해결하기 위해 연료인 수소와 공기를 연소실 상류의 예혼합 통로에서 혼합되지 않게 각각 분리하여 공급하는 비예혼합 또는 확산형 연소방식이 고려될 수 있다. 연료와 산화제를 분리하여 공급하면 예혼합 통로 내부에서 발생할 수 있는 역화 위험을 줄일 수 있지만, 연료와 산화제의 혼합이 연소실 내부에서 이루어지기 때문에 국부 당량비와 체류시간에 따라 높은 화염온도와 NOx 배출이 발생할 가능성이 있다. 따라서 비예혼합 수소 연소기에서는 연료–공기 혼합층의 위치와 강도를 제어하고, 화염을 인젝터 표면으로부터 적절히 이격하여 안정화하는 공기역학적 설계가 중요하다. 수소와 공기를 분리하여 공급하는 구조의 동축 이중선회 인젝터는 이러한 목적을 효과적으로 달성하기 위한 대표적인 인젝터 중 하나이다.

선회유동(swirling flow)은 산업용 연소기에서 화염을 공기역학적으로 안정화시키고 연료와 공기의 혼합을 촉진하기 위해 널리 사용되어 왔다. 충분한 각운동량을 가진 선회류 유동이 연소실로 분출되면 유동의 급격한 확장과 역 압력구배에 의해 와류붕괴가 발생하게 되어, 연소실 중심부에는 축방향 역류를 포함하는 거대한 중앙 재순환 영역인 CRZ(Central Recirculation Zone)이 형성된다. 재순환 영역은 고온의 연소가스와 활성 화학종을 화염 기저부로 전달하고 국부 유속을 감소시켜 지속적인 화염 정착을 가능하게 한다[4,5,6]. 또한 선회유동에서는 중앙 재순환 영역과 노즐에서 분사되는 제트 사이에 내부 전단층이 형성되고, 연소실 코너 벽면 부근에는 외부 재순환 영역(ORZ, Outer Recirculation Zone)과 외부 전단층이 나타날 수 있다. 이러한 재순환 영역과 전단층의 위치와 강도는 화염기저의 정착 위치와 평균적인 화염형상을 결정하는 주요 요인이다.

한편, 전단층에 형성되는 높은 속도구배와 난류변동은 화염신장(flame stretch)을 증가시키며, 국부적인 신장률(strain rate)이 화염이 견딜 수 있는 한계를 초과할 경우 화염 기저부에서 국부적인 소염(extinction)이 발생할 수 있다. An and Steinberg는 단일 선회화염에서 화염부착–부상 천이가 유체의 신장률, 국부소염 및 유체역학적 불안정성과 밀접하게 연관되어 있음을 OH-PLIF와 stereoscopic PIV를 이용하여 제시하였다[7]. 조사에 의하면 내부 재순환 영역은 일반적으로 화염 안정화를 촉진하지만, 재순환 영역의 이동에 의해 화염 기저부의 전단과 속도구배가 증가하는 경우에는 오히려 화염의 국부소염과 부상에 영향을 줄 가능성이 있음을 보고하였다.

단일 선회기와는 달리 동축 이중선회 인젝터는 내부 유동과 외부 유동에 각각 독립적인 선회운동량을 부여할 수 있으므로 연료–공기 혼합, 전단층 및 재순환 영역을 보다 적극적으로 제어할 수 있게 된다. 이 경우, 내부와 외부 유동이 동일한 방향으로 회전하는 co-swirling 구성에서는 두 유동의 접선방향 운동량이 같은 방향으로 유지되는 반면, 서로 반대 방향으로 회전하는 counter-swirling 구성에서는 두 유동 사이의 상대 접선속도와 전단력이 증가하여 두 유동 경계면 간 순(net) 선회운동량이 부분적으로 상쇄될 수 있다. 이에 따라 선회방향은 선회 제트화염의 확장각, 재순환 영역의 길이와 형상, 정체점의 위치 및 비정상 와류구조를 변화시킬 수 있다[8,9,10]. 그러나 co-swirling과 counter-swirling의 상대적 효과는 선회기 형상, 내·외부 선회수, 운동량비, 연소실 구속조건 및 연료 공급방식에 따라 다르게 나타나므로 특정한 구성이 항상 더 강한 혼합이나 재순환 구조를 형성한다고 일반화하기는 어렵다.

Vashahi 등[8]은 dual-axial counter-rotating swirler injector에서 중앙 역류영역과 전단층을 포함하는 비정상 유동구조를 large eddy simulation(LES)으로 분석하였다. Sung 등[9]은 이중선회 버너에서 co-swirling과 counter- swirling에 따라 내부 재순환 영역의 형상과 정체점 구조가 달라질 수 있음을 PIV와 광학계측을 통해 제시하였다. 최근 Li 등[10]은 이중 축방향 선회기의 회전 방향이 연소실 상류의 재순환 영역, 제트 확장 및 반응영역 분포에 영향을 미친다고 보고하였다. Degenève 등[11]은 비예혼합 동축 이중선회 인젝터에서 내·외측 선회수와 두 유동의 운동량비를 변화시키며 co-swirling과 counter-swirling의 영향을 조사하였다. 높은 외측 선회 조건에서는 co- swirling이 중앙 재순환을 강화하고 counter-swirling이 이를 약화시키는 반면, 상대적으로 낮은 외측 선회 조건을 사용한 기존 인젝터에서는 상이한 경향이 보고될 수 있음을 제시하였다. 또한 내·외측 선회수와 운동량비를 함께 고려한 global swirl number가 재순환 유량과 화염 부상높이에 밀접하게 연관됨을 보였다. 따라서 이중선회 유동에서 선회방향의 영향은 선회방향 자체의 고유한 특성으로 일반화하기보다는 내·외측 선회강도와 상대 운동량, 그리고 인젝터 형상에 종속된 결과로 해석할 필요가 있다. 이러한 연구들은 선회 방향이 이중선회 연소기의 유동과 화염 구조를 결정하는 중요한 인자임을 보여주고 있다. 그런데 선행연구의 상당수는 비반응 유동, 액체연료 또는 고체연료 연소기를 대상으로 수행되었으며, 수소와 공기를 동축으로 분리 공급하는 100% 수소연료의 이중선회 화염에서 선회방향 효과는 상대적으로 충분하게 조사되지 않았다.

수소와 공기를 동축으로 분리 공급하는 이중선회 인젝터에서는 인젝터 노즐립에 부착되는 부착화염과 노즐 하류에서 공기역학적으로 안정화되는 부상화염이 모두 관찰된다. Marragou 등[12]은 중앙 inner 노즐을 통해 수소를 공급하고 외측 환형 노즐을 통해 공기를 공급하는 동축 이중선회 인젝터에서 화염의 안정화 모드가 내부 수소유동의 선회강도, 수소 분사속도와 인젝터 recess length에 의해 영향을 받는다고 보고하였다. 조사에서 인젝터 노즐립에 부착된 화염은 노즐 부근에서 확산화염의 특성을 나타내는 반면, 부상된 화염은 수소와 공기가 일정 거리 동안 혼합된 후 부분예혼합 화염의 특성을 보이며 안정화되는 구조에 주목하였다. 이들은 화염 기저부를 edge 또는 triple flame으로 가정하고, 화학양론적 혼합분율선(mixture fraction line)에서의 국부 유속과 triple flame 전파속도의 상대적 관계를 이용하여 triple flame upstream propagation(TFUP)라는 기구(mechanism)로 화염 부상 조건을 설명하였다.

Aniello 등[13]은 동일 계열의 H₂–Air 동축 이중선회 인젝터에서 인젝터에 부착된 화염과 중앙 재순환 영역 하류에 안정화된 V형 부상화염을 실험과 LES 수치해석을 통해 비교하였다. 두 화염 모드에서는 반응에 따른 열 팽창과 유동–화염간 상호작용으로 인해 재순환 영역의 위치와 형상이 달라졌으며, 화염의 정착 위치는 국부 유속장과 혼합상태의 영향을 받는다고 하였다. Marragou 등[14]은 이후 비반응 유동장의 정보와 triple flame speed를 이용하여 수소 화염의 안정화 모드를 예측하는 TFUP 모델을 개선하였으며, 최근 Jiang 등[15]은 인젝터 직경, recess length와 내·외부 선회수가 부착–부상 화염 천이에 미치는 영향을 분석하였다. 이러한 co-axial 이중선회 인젝터에서의 연구들은 수소 이중선회 화염의 안정화가 단순히 재순환 영역의 존재 여부만으로 결정되는 것이 아니라, 화학양론 혼합선의 위치, 국부 유속, 화염전파속도 및 화염신장의 복합적인 상호작용에 의해 결정됨을 보여주고 있다.

이처럼 기존 수소 이중선회 화염 연구는 주로 내부 선회수, 연료 분사속도, 인젝터 직경 및 recess length와 같은 기하학적·운전 변수의 영향에 집중되어 왔다[11,12,13,14]. 그러나 동일한 인젝터 형상과 운전조건에서 내·외부 선회 유동의 상대적인 선회 방향만을 변화시켰을 때 나타나는 반응 유동장과 화염구조의 차이는 상대적으로 충분히 밝혀지지 않았다. 특히 co-swirling과 counter-swirling에 따른 CRZ와 IRZ 형성, 연료–공기 전단층의 위치, 재순환 영역의 상류 이동과 화염기저부 속도구배 등이 100% 수소-공기 화염 부상에 미치는 영향에 대해서는 추가적인 조사와 분석이 필요하다. 이는 일반적으로 화염 안정화에 기여하는 거대 재순환영역이 특정 이중선회 조건에서는 화염신장과 국부적인 소염을 증가시켜 화염 부상에 관여할 수 있는지를 규명한다는 점에서 매우 중요하다.

따라서 본 연구에서는 수소와 공기를 각각 내부 중앙 노즐과 외측 환형 노즐을 통해 분리 공급하는 동축 이중선회 인젝터를 대상으로, 내부와 외부 선회유동이 동일한 방향으로 회전하는 co-swirling 조건과 반대 방향으로 회전하는 counter-swirling 조건에서 화염 거동을 비교 분석하였다. 100% 수소연료의 역화를 방지하기 위해 연료와 산화제를 분리한 비예혼합 방식으로 공급하였으며, 10 kHz의 고속 OH-PLIF를 이용하여 반응영역과 순간 화염구조를 측정하고 2D PIV를 이용하여 축방향 및 반경방향의 속도장과 재순환 영역을 분석하였다. 이를 바탕으로 선회 방향에 따른 외부와 내부 화염구조와 재순환 영역 변화를 비교하고, 선회류 유속 증가에 따라 화염이 부착상태에서 부상상태로 천이되는 물리적 메커니즘을 규명하고자 하였다. 이를 위해 노즐 출구 부근의 속도구배, 전단층과 재순환 영역의 위치 변화와 화염 부상 사이의 관계를 분석함으로써 100% 수소 이중선회 화염 안정화와 부상 메커니즘에 대한 이해를 확장하고자 한다.

2. 실험 장비 및 분석 기법

2.1 동축 이중선회 연소기

본 연구에 사용된 동축 이중선회 인젝터의 개략도를 Fig. 1에 나타내었다. 본 인젝터는 천연가스 기반 이중선회 화염을 대상으로 본 연구팀에서 기존에 개발한 인젝터를 수소 전소 조건에 적용할 수 있도록 개량한 것이다[16,17,18]. 인젝터는 중앙 수소 노즐과 이를 둘러싸는 외측 환형 공기 노즐로 구성되며, 두 유동에 각각 독립적인 선회운동량을 부여할 수 있도록 고안되었다.

Fig. 1.

Schematic of the coaxial dual-swirl injector.

외측 선회류 공기는 8개의 반경 방향 유입구를 갖는 tangential-type swirler를 통과하면서 선회운동량을 얻은 후, 출구 직경이 20 mm인 외측 노즐을 통해 연소실로 공급된다. 외측 선회기의 기하학적 선회수는 S_o = 0.51로 계산되었다[15]. 내부 중앙 노즐의 수소는 내경 10.7 mm의 중앙 inner 노즐을 통해 공급되며, 노즐 내부는 vane-type swirler와 선회기를 고정하기 위한 직경 7 mm 센터바디(center body) 역할의 중앙 지지봉으로 구성된다. 중앙 지지봉에 의한 지지봉 끝면이 bluff-body 효과로 화염이 안정화되는 영향을 없애서 내부 노즐의 선회류 만에 의한 유동 효과를 파악하기 위해 지지봉의 끝부분은 원뿔형으로 제작하였다. 이렇게 해서 중앙 선회기의 기하학적 선회수는 vane의 각도가 45°이므로 S_i = 0.83으로 계산되었다. 여기서 선회수는 축방향 운동량 유속에 대한 원주방향 각운동량 유속의 비를 나타내며, 본 연구에서 제시한 값은 속도장으로부터 직접 측정된 선회수가 아니라 선회기 형상을 이용하여 산정한 기하학적 선회수(geometric swirl number)이다[15].

내·외측 노즐의 선회 유동이 동일한 방향으로 회전하는 조건을 co-swirling으로 정의하였으며, 두 유동이 서로 반대 방향으로 회전하는 조건을 counter-swirling으로 정의하였다. 수소의 높은 화염전파속도로 인해 연료–공기 공급 통로 내부에서 발생할 수 있는 화염의 역화 위험을 줄이기 위해, 수소와 공기는 각각 중앙 노즐과 외측 환형 노즐을 통해 분리하여 공급하였다. 따라서 본 연구의 연료 공급 방식은 노즐 상류에서 수소와 공기를 혼합하지 않는 비예혼합 또는 확산형 화염에 해당된다.

본 관찰은 대기압 조건에서 수행되었으며, 광학계측을 위해 연소실은 네 면이 석영 판(plate)으로 제작된 사각 챔버를 사용하였다. 수소 연료의 열용량은 5 kW로 고정하였고, 중앙 수소 노즐의 유속을 5.43 m/s로 일정하게 유지한 상태에서 외측 공기 노즐의 유속을 변화시켰다. 본 조사에서는 외측 환형 노즐 출구 기준으로 공기 벌크 유속을 U_air로 정의하였으며, U_air = 10 m/s와 20 m/s 조건에서 선회 방향에 따른 화염구조와 유동장 변화를 비교하였다.

2.2 광학 진단 기법

동축 이중선회 100% 수소화염의 반응영역과 유동구조를 분석하기 위해 10 kHz의 고속 OH-PLIF와 2D-PIV를 사용하였으며, 각 광학계의 개략도를 Fig. 2에 나타내었다. OH-PLIF system은 순간적인 OH 분포를 통해 화염의 반응영역과 부착 및 부상 거동을 가시화하기 위해 사용하였고, PIV system은 시간평균 속도장과 재순환 영역을 분석하기 위해 사용하였다. 정밀한 두 광학적 계측은 동일한 인젝터와 운전조건에서 각각 독립적으로 수행되었다.

Fig. 2.

Schematic of (a) 10kHz high-speed OH-PLIF (Sydney Univ.) and (b) 2D PIV system(Sunchon Univ.).

OH-PLIF 측정은 The University of Sydney의 고속 레이저 진단설비를 이용하여 수행하였다. 532 nm에서 작동하는 30 W Nd:YAG 레이저(Edgewave IS8II-E, 10 kHz)를 펌프레이저로 사용하여 Dye laser(Sirah Allegro)를 구동하였으며, 염료로는 ethanol에 용해된 Rhodamine 6G를 사용하였다. Dye laser에서 생성된 광은 주파수 배가를 통해 약 283 nm의 자외선 영역으로 변환되며, 레이저 파장은 OH 전이의 흡수선에 맞추었다[19,20]. 측정부에서의 레이저 펄스에너지는 약 75 μJ/pulse, 펄스 폭은 약 10 ns였다. OH-PLIF 영상은 화염이 충분히 안정화된 이후 10 kHz의 촬영속도로 0.2 s 동안 취득하였으며, 각 조건에서 총 2,000장의 순간 영상들을 분석에 사용하였다. 이 경우 영상의 공간해상도는 약 0.11 mm/pixel이었다.

2D-PIV 측정에는 532 nm 연속파 레이저(MGL-W-532)를 사용하였으며, 실험에서 사용한 레이저 출력은 20 W로 설정하였다. 유동 추종입자로는 1㎛ Al₂O₃ 입자를 사용하였고, 입자영상은 고속카메라(NAC MEMRECAM HX- 7s)를 이용하여 5 kHz로 취득하였다. 취득한 영상은 MATLAB 기반의 PIV 해석 프로그램인 PIVlab을 이용하여 처리하였다[21,22]. 영상의 공간보정계수는 0.16915 mm/pixel이었으며, 상호상관 해석에는 16×16 pixels의 interrogation window와 50% overlap을 적용하였다. 이에 따른 interrogation area의 물리적 크기는 약 2.71 mm이며, 인접 속도벡터 사이의 간격은 약 1.35 mm이다. 인접 영상 사이의 시간간격은 0.2 ms 였으며, 총 2,000장의 연속영상으로부터 순간 속도장을 계산한 후 이를 평균하여 시간평균 유동장 이미지로 도출하여 분석하였다.

PIV 속도는 다음과 같은 상호상관으로 계산된 입자의 변위를 두 영상 사이의 시간간격으로 나누어 산정하였다.

여기서 M은 공간보정계수, Δx_i는 i방향의 입자변위, Δt는 영상 사이의 시간간격이다. 변위 추정 불확실성을 약 0.1 pixel로 가정하고 선형 오차전파법을 적용한 결과, 본 측정조건에서 속도의 상대 불확실성은 평균속도의 약 1–3%로 추정된다[22,23].

3. 실험 결과 및 고찰

3.1 부착·부상 화염 구조

본 연구에서는 열용량을 5 kW로 유지하고 중앙 노즐을 통해 공급되는 수소 유량을 고정한 상태에서, 외측 환형 노즐을 통해 공급되는 공기의 벌크 유속 U_air를 10 m/s와 20 m/s로 변화시켰다. 고속 OH-PLIF 영상을 이용하여 각 조건에서 형성되는 순간 및 평균 반응영역을 비교한 결과, 외측 공기 유속에 따라 Fig. 3(a), (b)에서 보는 바와 같이 화염은 크게 노즐에 부착된 M형 화염과 노즐 하류에서 안정화되는 V형 부상화염으로 구분되었다.

Fig. 3.

High speed OH-PLIF images and schematic of the outer & inner flames in the coaxial dual-swirl injector.

U_air = 10 m/s 조건에서는 화염의 양쪽 기저부분이 인젝터 inner 노즐 출구 부근에 부착된 M형 화염이 관찰되었다. 이 화염은 반응영역의 위치와 연료–산화제 혼합 경로에 따라 outer flame과 inner flame으로 구분할 수 있다. Outer flame은 중앙에서 분사되는 수소 유동과 외측 환형 노즐에서 공급되는 선회류 공기와의 전단층을 따라 형성되었다. 따라서 outer flame은 인젝터의 inner 노즐 립 부근에서 시작하여 반경방향 바깥쪽과 연소실 하류 방향으로 확장되는 반응영역을 나타냈다. Inner flame은 중앙 수소노즐 제트와 화염의 거대 내부 재순환 유동영역(CRZ) 사이에서 잉여의 산화제가 수소 연료와의 반응에 의해 형성된다. 재순환 영역을 통해 상류로 전달된 고온의 연소가스(burnt gas)에는 전체적으로 과잉의 공기량 조건에서 소모되지 않은 잉여의 산소와 고온의 생성물이 포함되어 이 유동이 중앙의 수소 제트와 혼합되면서 인젝터 중심부에 추가적인 반응영역을 형성하게 된다. 따라서 부착화염 조건에서 관찰된 M형 화염의 구조는 외측 공기와 내부 수소 제트간 전단층에 형성되는 outer flame front와 중앙 수소제트 유동과 CRZ 사이에 형성되는 inner flame front가 동시에 존재하는 M자 형상을 취하게 된다.

반면 U_air = 20 m/s 조건에서는 기존 부착된 외부 화염대 기저부가 인젝터 출구로부터 분리되면서, 전체 반응영역이 중앙부 내부화염과 결합된 V형의 부상화염으로 거동이 바뀌었다. 이러한 현상은 외측 공기 유속이 증가함에 따라 인젝터 출구 부근의 축 방향 유속과 수소–공기 전단층의 속도구배가 증가하며, 상대적으로 저속 조건으로 인젝터 노즐립에 부착되어 있던 outer flame front의 기저부가 더 이상 동일한 위치에서 안정화되지 못하게 된 것으로 판단된다. Outer flame이 노즐 립에서 분리된 이후에는 인젝터 중심부의 inner flame과 하류에서 연결되면서 Fig. 3(b)와 같이 V형상의 단일 반응영역을 형성하였다.

따라서 본 연구에서 외측 공기 유속의 증가는 단순히 화염을 축방향으로 연장시키는 것이 아니라, 노즐 립에 형성되어 있던 outer flame의 정착상태를 변화시키고 outer flame과 inner flame의 공간적 결합을 유도하는 것으로 파악되었다. 그 결과 화염구조는 Fig. 3에서 보는 바와 같이 U_air = 10 m/s인 부착된 M형 화염에서 U_air = 20 m/s에서는 V형 화염으로 부상(lift-off)하는 구조로 화염의 거동이 달리 나타나게 되었다.

3.2 선회 방향의 영향

동축 이중선회 인젝터의 내·외측 선회유동 방향이 화염구조와 재순환 유동에 미치는 영향을 조사하기 위해 co-swirling과 counter-swirling 조건을 비교하였다. Co- swirling은 중앙 노즐의 수소유동과 외측 노즐 공기유동이 동일한 방향으로 회전하는 경우이며, counter-swirling은 두 유동이 서로 반대 방향으로 회전하는 조건으로 정의하였다.

앞서 설명한 대로 본 연구에서는 중앙 수소 제트와 외측 공기유동 사이의 전단층(shear layer)에 형성되는 반응영역을 outer flame으로 정의하였으며, 중앙 수소제트와 산소를 포함하는 재순환 유동 사이에 형성되는 반응영역을 inner flame으로 정의하였다. 또한 외측 선회유동에 의해 연소실 후류에 형성되는 거대 재순환 영역을 CRZ로, 중앙 수소 인젝터 출구 부근에 형성되는 소규모 재순환 영역을 별도로 IRZ로 명명하였다.

먼저 상대적으로 외측 공기 노즐의 유속이 저속인 U_air = 10 m/s의 부착화염 조건에서는 Fig. 4에서 보는 바와 같이 두 선회 방향 모두 outer flame과 inner flame으로 구성된 M형 화염으로 나타났다. 그러나 자세하게 보면 화염의 평균적인 확장 정도와 기저부 위치에서는 선회방향에 따른 차이가 관찰되었다. Counter-swirling 조건에서 outer flame은 co-swirling 조건보다 연소실 벽면 방향으로 더 크게 확장되었으며, 인젝터 중심축에서 반응대가 강하게 나타나는 inner flame의 최하단 위치 역시 상대적으로 높은 축 방향에 위치하는 것을 볼 수 있다. 이는 counter- swirling 조건에서 중앙 수소유동과 외측 공기유동 사이의 상대 접선속도가 증가하면서 반응이 좀 더 강해지고 수소–공기 전단층에서 반경방향으로 확산과 혼합영역의 위치가 변화하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 4.

Time-averaged PIV flow fields and OH-PLIF images under the attached-flame condition of U_air = 10 m/s for (a) co-swirling and (b) counter-swirling configurations.

OH-PLIF 영상에서 관찰된 화염형상의 차이에 비해 PIV로 측정된 시간평균 유동장에서는 선회 방향에 따른 차이가 더욱 뚜렷하게 나타났다. Co-swirling 조건에서는 외측 선회유동에 의해 형성되는 대규모 CRZ 영역과 중앙 수소 노즐 출구 부근의 소규모 IRZ 영역이 동시에 관찰되었다. CRZ는 연소실 중앙부에서 비교적 큰 역방향 축 속도를 가지는 재순환 구조로 나타났으며, IRZ는 중앙 수소 제트와 CRZ 사이에서 상대적으로 작은 크기와 낮은 역방향 유속을 갖는 재순환 구조로 나타났다.

반면 counter-swirling 조건에서는 연소실 중앙부의 CRZ는 동일하게 관찰되었으나, 중앙 수소 노즐 출구 부근에서 독립적으로 구분되는 IRZ는 나타나지 않았다. PIV 시스템으로 분석된 Counter-swirling 조건에서는 내측 수소유동과 외측 공기유동의 접선방향 운동량이 서로 반대 방향이기 때문에 두 유동간 경계면에서 각운동량이 부분적으로 상쇄된 것으로 판단된다. 이러한 접선방향 운동량의 상쇄는 중앙 수소제트 부근의 와류구조와 역압력구배를 약화시켜, co-swirling 조건에서 관찰된 IRZ의 형성이 counter-swirling에서는 억제된 것으로 보인다. 본 원고에는 대표적인 부착화염 조건만 나타냈으나 다른 부착화염인 경우에도 co-swirling 조건에서는 두 개의 재순환 영역이 형성되지만 counter-swirling에서는 후류의 재순환 영역인 CRZ만 나타나는 것으로 조사되었다.

U_air = 20 m/s의 부상화염 조건에서도 재순환 영역의 구성은 부착화염 조건과 유사한 선회 방향 의존성을 보였다. Fig. 5에 나타난 바와 같이 Co-swirling 조건에서는 CRZ와 IRZ가 모두 유지된 반면, counter-swirling 조건에서는 CRZ만 관찰되었다. 따라서 중앙의 수소제트 선회류에 의한 IRZ의 형성 여부는 화염의 부착 또는 부상 상태보다는 내·외측 선회유동의 상대적인 회전방향에 더 직접적으로 영향을 미치는 것으로 나타났다.

Fig. 5.

Time-averaged PIV flow fields and OH-PLIF images under the lift-off flame condition of U_air = 20 m/s for (a) co-swirling and (b) counter-swirling configurations.

한편 외측 공기유속이 상대적으로 저속인 U_air = 10 m/s에서 20 m/s로 증가하게 되면 Fig. 4와 5에서 보는 바와 같이 선회 방향과 관계없이 CRZ의 상류 경계가 인젝터 출구인 상류 방향으로 이동하는 것을 알 수 있다. 즉, 외측 공기 유속이 증가한 부상화염 조건(Fig. 5)에서는 CRZ가 부착화염 조건(Fig. 4)보다 노즐 출구에 더 가까운 위치까지 확장되는 것을 볼 수 있다. 이러한 CRZ의 상류 이동은 인젝터 출구 부근의 축 방향 속도분포와 수소–공기 전단층의 위치를 변화시키며, outer flame이 노즐 립에 안정적으로 부착될 수 있는 유동조건에 영향을 미치게 된다. 본 조사에서는 모든 부착화염들을 비교하였을 때 부상화염 조건에서 CRZ가 연소실 상류로 이동한 것으로 관찰되었다.

종합하면, 선회방향은 전체적으로 화염의 M형 또는 V형 형상을 완전히 변화시키기보다는 화염의 반경방향 확장, inner flame의 위치와 재순환 영역의 세부 구조에 주된 영향을 미치는 것으로 파악되었다. Co-swirling 조건에서는 CRZ와 IRZ가 동시에 형성되었으나 counter-swirling 조건에서는 중앙 노즐 제트에 의한 IRZ가 억제되고 CRZ만 유지되는 것으로 관측되었다. 또한 외측 노즐의 공기 유속 증가는 두 선회 방향 조건 모두에서 CRZ를 상류로 이동시켰으며, 이러한 재순환 유동의 변화가 outer flame의 노즐 부착 해제와 부상화염으로의 천이와 밀접하게 관련된 것으로 분석되었다.

3.3 화염의 부착-부상 거동 분석

동축 이중선회 수소화염의 부착-부상 천이 원인을 분석하기 위하여, co-swirling 조건에서 U_air = 10 m/s인 부착화염과 U_air = 20 m/s인 부상화염의 OH-PLIF 영상과 PIV 속도장을 면밀하게 비교하였다. 또한 재순환 영역과 중앙 수소 유동, 중앙 재순환 영역(CRZ)과 외측 선회 공기 유동 사이의 상호작용을 정량적으로 평가하기 위하여, z = 2 ~ 18 mm인 위치에서 축방향 속도 U_z와 반경방향 속도 U_r의 반경방향 분포를 분석하여 Fig. 6과 7에 나타내었다. 본 연구에서 내부 노즐 립은 r = ±5 mm에 위치하며, 직경 20 mm인 외부 노즐의 외측 경계는 r = ±10 mm에 해당한다. 따라서 r = ±5 mm 부근의 속도 분포는 내부 노즐 립에 부착된 화염 기저부의 안정화 조건을 직접적으로 나타낸다.

Fig. 6.

Velocity profiles of the time-averaged velocity components at different axial positions under the co-swirling attached flame condition at U_air = 10 m/s: (a) axial velocity, U_z, and (b) radial velocity, U_r.

Fig. 7.

Velocity profiles of the time-averaged velocity components at different axial positions under the co-swirling lift-off flame condition at U_air = 20 m/s: (a) axial velocity, U_z, and (b) radial velocity, U_r.

Fig. 4, 5의 OH-PLIF 결과에서 co-swirling과 counter- swirling 조건 모두 나타난 바와 같이 외측 공기 유속이 증가함에 따라 화염구조가 내부 노즐 립에 부착된 M형 화염에서 하류에 안정화되는 V형 부상화염으로 천이하였다. 부상화염 조건에서는 CRZ 경계에 형성되는 inner flame의 하단부가 노즐 방향으로 이동하거나 반경방향으로 확장되는 한편, r = ±5 mm의 내부 노즐 립에 부착되어 있던 outer flame의 기저부는 기존 위치에서 유지되지 못하였다. 이후 분리된 outer flame은 inner flame과 연결되어 단일한 V형 반응영역을 형성하였다.

Fig. 6(a)의 U_air = 10 m/s 부착화염 조건에서, 노즐 출구에 가장 가까운 z = 2 mm의 중심부 축방향 속도는 r = 0에서 약 0.2 m/s의 양의 값을 나타낸다. 이는 내부 노즐에서 분사된 수소 유동이 노즐 직후에서 하류 방향의 축방향 운동량을 유지하고 있음을 의미한다. 반면 z = 6 mm에서는 중심부 U_z가 약 –0.4 ~ -0.5 m/s로 감소하였으며, z = 10 ~ 18 mm에서는 중심부의 최소 축방향 속도가 약 –0.8 ~ -1.1 m/s까지 감소하였다. 따라서 부착화염 조건에서의 CRZ의 상류 경계는 대략 z = 2와 6 mm 사이에 위치하는 것으로 판단된다.

동시에 CRZ 외측에서는 양의 축방향 속도를 갖는 선회 공기 유동이 형성되었다. U_air = 10 m/s 조건에서 최대 U_z는 주로 |r|≈15~20 mm에서 나타났으며, 그 크기는 축방향 위치에 따라 약 1.2 ~ 1.9 m/s였다. 이에 따라 중심부의 음의 축방향 속도와 외측 선회 유동의 양의 축방향 속도 사이에 속도구배가 형성되었지만, 내부 노즐 립 부근의 화염은 이러한 유동조건에서 안정적으로 부착된 상태를 유지하였다.

외측 공기 유속이 20 m/s로 증가한 Fig. 7(a)에서는 외측 선회 유동의 축방향 운동량이 크게 증가하였다. 외측 유동의 최대 U_z는 |r|≈20 ~ 25 mm에서 약 2.2 ~ 3.8 m/s로 나타나, 부착화염 조건보다 약 두 배 높은 값을 보였다. 반면 중심부 U_z는 z = 2 mm에서 약 0.4 ~ 0.5 m/s, z = 6 mm에서 약 0 ~ 0.2 m/s로 나타났다. 음의 축방향 속도는 z = 10 mm 이후 명확하게 형성되었으며, 최소 속도는 중심축에서 약간 벗어난 |r|≈-4 ~ -6 mm에서 나타났다. 이 위치에서 최소 U_z는 z = 10, 14, 18 mm에서 각각 약 –0.6, -0.9, -1.1 m/s였다.

따라서 Fig. 6과 7의 반경방향 프로파일만을 기준으로 하면, 부상화염 조건에서 중심축상의 역방향 유동이 노즐에 더 가까이 접근하거나 역류 강도가 일률적으로 증가했다고 보기는 어렵다. 대신 외측 공기 유속 증가에 따라 CRZ 외측의 양의 축방향 속도가 크게 증가하면서, 중앙의 저속 또는 재순환 영역과 외측 선회 유동 사이의 속도차가 현저하게 증가하였다. 예를 들어 z = 14 ~ 18 mm에서 부착화염 조건의 최대-최소 U_z 차이는 약 2.7 ~ 3.0 m/s인 반면, 부상화염 조건에서는 약 4.5 ~ 4.9 m/s까지 증가하였다. 이러한 변화는 외측 공기 유속 증가가 중앙 재순환 유동 자체의 강화보다는 CRZ 경계와 외측 전단층에서의 축방향 속도구배를 증가시켰음을 보여준다.

반경방향 속도분포에서도 중앙 유동과 외측 선회 유동 사이의 반경방향 재분배가 확인된다. Fig. 7(b)의 부상화염 조건에서는 내부 노즐 립과 외부 노즐 경계에 해당하는 |r|≈5 ~ 10 mm 부근에서 구간에 따라 약 0.5 ~ 0.8 m/s 수준의 반경방향 속도가 나타났다. 또한 CRZ의 저속 또는 역류 영역과 외측 선회 유동 사이에서 U_r의 부호와 크기가 급격히 변화하였다. 이는 중앙 수소 유동의 일부가 축방향으로만 진행하지 않고 CRZ 경계 및 외측 전단층을 따라 반경방향으로 재분배되고 있음을 시사한다. 다만 U_r분포는 좌우 비대칭성을 나타내며, 모든 위치에서 부착화염 조건보다 일률적으로 증가하지는 않았다.

이러한 유동장 변화는 내부 노즐 립에 위치한 화염 기저부의 안정화 조건에 직접적인 영향을 미친 것으로 판단된다. 외측 공기 유속이 증가함에 따라 r = ±5 mm 부근의 국부 유속과 축방향 및 반경방향 속도구배가 증가하고, 중앙 수소 유동은 CRZ 경계를 따라 반경방향으로 변형된다. 그 결과 내부 노즐 립 부근에서 수소와 공기의 혼합층을 통과하는 유체의 체류시간이 감소하고, 화염면에 작용하는 공기역학적 신장과 국부 스칼라 소산이 증가하는 방향으로 유동조건이 변화한 것으로 해석된다. 본 연구에서는 국부 화염 신장률이나 스칼라 소산률을 직접 정량적으로 산출하지 않았으나, 이는 OH-PLIF 반응영역과 PIV 속도구배 결과를 바탕으로 물리적 기반의 해석을 하였다. 또한 화염의 부상 거동은 선회 방향과 관계 없이 두 조건 모두에서 나타났고, 분석 결과 동일한 양상을 보였기 때문에 본 연구에서는 co-swirling 조건의 데이터만을 논문에 도시하여 설명하였다.

결과적으로 외측 공기 유속의 증가는 외측 선회 유동의 축방향 운동량을 증가시키고, 중앙의 저속·역류 영역과 외측 공기 유동 사이의 전단 및 반경방향 유동 재분배를 강화하였다. 이러한 변화로 인해 내부 노즐 립 부근의 국부 유속이 화염 기저부의 전파 및 안정화에 불리한 수준으로 증가하고 화염 신장이 커지면서, 기존의 부착 위치에서 반응영역이 유지되기 어려워진 것으로 판단된다. 이후 화염 기저부는 내부 노즐 립으로부터 분리되고, 유속과 혼합조건이 화염 안정화에 적합한 하류 위치에서 다시 안정화됨으로써 M형 부착화염이 V형 부상화염으로 천이하였다.

Co-swirling과 counter-swirling 조건은 IRZ의 형성 여부와 CRZ의 세부적인 형상 및 비대칭성에서 차이를 나타냈다. 그러나 두 선회 방향 모두에서 외측 공기 유속 증가에 따른 외측 유동의 운동량 증가, 내부 노즐 립 부근의 속도구배 증가 및 중앙 수소 유동의 반경방향 재분배가 화염 부상과 공통적으로 연관되었다. 따라서 본 실험조건에서 부착–부상 천이는 선회 방향 자체보다는 외측 공기 유속 증가로 인한 내부 노즐 립 주변의 국부 유동 및 화염 신장 조건 변화에 더욱 직접적인 영향을 받은 것으로 판단된다.

4. 결 론

본 연구에서는 동축 이중선회 인젝터에서 co-swirling과 counter-swirling 조건에 따른 100% 수소 공기 확산화염의 구조와 유동장을 고속 OH-PLIF와 PIV를 이용하여 분석하였다. 중앙 노즐의 수소 유량과 열용량을 고정하고 외측 노즐의 공기 유속을 변화시켜 부착화염과 부상화염의 구조와 거동을 비교하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 외측 공기 벌크 유속이 상대적으로 낮은 U_air = 10 m/s인 조건에서는 노즐 출구에 부착된 M형 화염이 형성되었다. 이 경우 화염은 중앙 수소 유동과 외측 공기 유동 사이의 전단층에 형성되는 outer flame과 중앙 수소 유동과 재순환 유동 사이에 형성되는 inner flame으로 구분되었다. 외측 공기 유속이 U_air = 20 m/s로 증가하면 inner 노즐립에 부착되어 있던 outer flame이 분리되어 inner flame과 연결되면서 V형 부상화염으로 천이하였다.

2) 선회 방향은 화염의 전체적인 안정화 형태뿐만 아니라 거시적으로 화염의 반경방향 확장과 재순환 영역의 구조에 큰 영향을 미쳤다. Counter-swirling 조건에서는 outer flame이 co-swirling 조건보다 연소실 벽면 방향으로 더 넓게 확장되었으며, inner flame의 하단 위치도 상대적으로 높게 나타났다. 그러나 두 선회 방향 모두 공기 유속 증가에 따라 M형 부착화염에서 V형 부상화염으로 천이하는 현상은 공통적으로 나타났다.

3) Co-swirling 조건에서는 대규모 CRZ와 중앙 수소 노즐 부근의 작은 IRZ가 동시에 관찰되었으나, counter-swirling 조건에서는 CRZ는 형성되었으나 독립적으로 구분되는 별도의 IRZ는 관찰되지 않았다. 이는 내·외측 유동의 선회 방향이 반대인 경우 두 유동간 경계면에서 접선방향 운동량이 부분적으로 상쇄되어 중앙부 노즐 근처에서 소규모 재순환 구조 형성이 억제된 결과로 해석된다.

4) 본 실험조건에서 관찰된 화염 부상은 CRZ의 단순한 상류 이동보다는 외측 공기 유속 증가에 따른 외측 선회 유동의 축방향 운동량 증가, CRZ 경계에서의 속도구배 강화 및 중앙 수소 유동의 반경방향 재분배와 밀접하게 관련된 것으로 판단된다. 이러한 유동장 변화로 내부 노즐 립 부근의 국부 유속과 화염 신장이 증가하고 체류시간이 감소하면서 outer flame의 부착이 약화되었으며, 분리된 화염은 하류에서 inner flame과 연결되어 V형 부상화염을 형성하였다. Co- swirling과 counter-swirling 조건은 IRZ의 형성 여부와 화염의 반경방향 확장에서 차이를 보였지만, 외측 유동의 운동량 증가와 내부 노즐 립 주변의 안정화 조건 악화에 따른 부착–부상 천이 과정은 두 선회 방향에서 공통적으로 나타났다.

본 연구에서는 PIV로 측정한 시간평균 속도장을 기반으로 화염 부상 메커니즘을 해석하였으며, 국부 화염 신장률과 소염 현상을 직접 정량화하지는 않았다. 따라서 향후에는 동시 OH-PLIF/PIV 계측이나 속도구배 분석을 통해 CRZ의 상류 확장과 화염 기저부의 국부적인 반응 약화와 화염 안정화 간의 상관관계를 추가로 조사할 예정이다.