1. 서 론

대부분의 가스터빈 연소기는 희박 예혼합 화염의 정적 안정성을 높이기 위해 스월-안정화 기법을 적용하고 있다. 강선회 유동으로 인해 연소기 챔버 내부에 재순환 영역이 형성되고, 희박한 화염은 노즐 중앙부에 부착되어 안정화되는 특징을 갖는다. 이러한 연소 방식이 적용된 가스터빈 연소기는 요구되는 출력을 만족하면서도 확산 연소 방식에서 다량 배출되었던 유해 가스 발생량을 현격히 감소시켜, 현재까지 널리 이용되고 있다. 하지만 희박 가연 한계에 가까운 당량비 조건에서 운용되기에 연소기 내부의 화염은 작은 섭동에도 쉽게 불안정하게 되었고, 이로 인해 전체 시스템의 구조적인 진동 및 손상을 유발하는 연소불안정 현상이 발생했다. 이에 학계에서는 스월-안정화 화염에서 나타나는 연소불안정 현상을 이해하고 제어하기 위해 다양한 연구를 수행해왔다[1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13]. Huang and Yang[1]은 희박 예혼합 스월-안정화 화염의 비정상 화염 동역학을 수치 및 실험적으로 분석하여 안정한 상태에서 불안정한 상태로 천이될 때 화염 구조를 파악했다. Kim[2]은 시스템의 음향 섭동과 스월러로 유발되는 방위 속도 섭동 사이의 간섭이 스월-안정화 화염의 구조 및 동역학에 미치는 영향을 파악했다. Samarasinghe 등[4]은 5개로 이루어진 다중 스월-안정화 화염에 연료 스테이징 기법을 적용하여 연소불안정 제어의 가능성을 시사했다. 이러한 연소불안정 현상을 규명하기 위해 다양한 이론 및 수치적인 연구가 활발하게 수행 되어왔다. 예를 들어, Cha 등[7]은 길이 방향 불안정 모드를 예측하는 프로그램인 OSCILOS를 이용하여 예측한 결과를 실험적으로 계측된 스월-안정화 연소기의 결과와 비교했고, 유사하게 Song 등[8]은 화염전달함수를 해석에 적용하여 저차 열음향 네트워크 모델링을 수행하였다. Palies 등[9]은 비선형적인 스월-안정화 화염의 불안정 거동을 해석하기 위해 화염기술함수를 저차 모델링에 적용하고 이를 실험결과와 비교했다. Moon 등[10, 11, 12, 13]은 크로스톡 영역으로 연결된 이중 및 사중 연소기 구조에서 스월-안정화 화염의 당량비 조합에 따른 캔-환형 모드 동역학을 면밀히 분석했고, 실험적으로 나타나는 불안정 모드의 동특성을 3차원 유한요소 기반의 고유치 분석 결과와 비교했다.

현재까지도 스월-안정화 화염의 연소불안정 현상은 가스터빈 개발을 위해 극복해야 할 중요 과제로 남아있다. 또한, 이러한 연소 방식은 내부 재순환 영역이 형성됨에 따라 연소생성물의 체류 시간이 증가하여 열적 질소산화물 저감에 한계를 보였다. 날로 엄격해지는 배기가스 배출 규제를 만족하면서 희박 예혼합 화염을 안정적으로 제어하기 위해 해결책으로 제안된 것 중 하나가 저선회 인젝터이다. Cheng 등[14, 15]에 의해 개발된 저선회 연소기술은 노즐 중심부의 제트 유동에 의해 화염이 덤프면에서 부상되어 공기역학적으로 안정화되는 특징을 갖는다. 이에 학계에서도 저선회 화염에 대한 다양한 연구가 수행 되어왔다[14, 15, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22]. Kim 등[16]은 FGM 기법을 이용한 대와류모사 해석을 수행하여, 저선회 화염의 안정화 요인을 고찰하였다. 실험적인 예로, Jeong 등[17]은 당량비에 따른 예혼합 저선회 화염의 부상 높이를 연구하였다. 한편, Han과 Lee[18]는 다양한 프랙탈 격자를 갖는 저선회 인젝터의 난류 특성을 입자영상유속계를 이용하여 조사했다. Johnson 등[19]은 강선회 및 저선회 인젝터의 유동 특성을 실험적으로 비교하여, 저선회 인젝터의 경우 중심부에 흐르는 제트 유동으로 인해 재순환 영역이 형성되지 못함에 따라 질소 산화물 생성이 억제된다고 보고했다. Renaud 등[20]은 평면 레이저 유도 형광법을 이용해 저선회 연소기의 열음향 불안정을 야기하는 트리거 현상을 연구하였고, 내부 및 외부 화염 면의 정위상 진동으로 인해 불안정의 크기가 증폭됨을 보였다. 최근 Jegal 등[22]은 이중 연소기 구조에서 막힘률이 다른 저선회 및 강선회 인젝터를 조합하여, 비대칭 화염전달함수가 연소기 간의 음향 상호작용에 미치는 영향을 파악했다.

대부분의 저선회 연소기에 대한 연구는 화염의 정적 특성에 초점을 두고 있어, 자발 불안정 상태의 화염 동역학에 대한 분석은 다소 부족한 실정이다. 이에 본 연구에서는 저선회 인젝터의 중심부 유동 강도를 정량적으로 나타내는 막힘률(β)이 저선회 화염의 동적 특성에 미치는 영향을 실험적으로 연구하였다. 이를 위해 막힘률이 다른 5가지의 저선회 및 강선회 인젝터를 실험하였고, 압력 섭동 계측, OH PLIF 그리고 위상 동기화 이미지 계측을 이용하여 각 형상에서 나타나는 안정 화염 구조 및 동특성을 면밀히 파악했다.

2. 실험 장비 및 방법

Fig. 1은 본 실험에 사용된 희박 예혼합 연소기를 나타낸 그림이다. 해당 모형 연소기는 전체 시스템의 고유주파수 변화에 따른 연소-음향 상호작용의 민감도를 분석하기 위해 고안되었으며, 선행 연구에서 이용된 형상과 동일하다[2]. 연소기는 크게 연료-공기 입구부, 인젝터, 화염이 존재하는 석영관 그리고 피스톤이 움직이는 스틸 연소기로 구성되어 있다. 연소기 상류로부터 멀리 떨어진 위치에서 순도 99.95%의 메탄(CH4)을 주입하여 완전 예혼합 조건을 달성하였다. 음향학적으로 닫힌 경계조건을 형성하기 위해서 노즐 상류에는 초크 플레이트가 설치되어 있고 하류에는 막힘률 80.5%의 피스톤이 설치되어 있다. 이때 피스톤은 연소기 내부에서 길이 방향으로 조절 가능하며, 덤프면에서 피스톤 헤드까지의 길이로 정의되는 연소기 길이를 900에서 1800 mm까지 변화시킬 수 있다. 화염이 시스템의 고유주파수와 결합하여 강한 연소불안정이 발생하는 경우, 연소기 내부의 압력 섭동(Fig. 1에 표기된 p'k)을 길이 방향으로 설치된 동압 센서(PCB piezotronics, 112A22)를 이용하여 계측하였다.

Fig. 1.

(a) Cross-sectional view of lean-premixed gas turbine combustion test rig along with OH PLIF measurement setup. (b) Five different swirl injectors: one with high swirl and four with low swirl. High swirl injector has center bluffbody that is flush with the dump plane. p'k and Tk indicate dynamic pressure transducers and type-K thermocouples. Subscripts/abbreviations: us = upstream, ds = downstream, c = combustion chamber, tp = transition piece, ft = flame tube, DM = dichroic mirror, ID = inner diameter. Dimensions in millimeters.

본 연구에서는 저선회 스월러의 막힘률인, β에 따른 동적 특성을 분석하기 위해 5가지 다른 형상의 스월 인젝터를 사용했다. 여기서 β은 인젝터 중심부의 전체 면적 대비 막힌 면적의 비율을 나타내는 형상 변수로, 중심부의 유동이 없는 강선회 인젝터의 경우 β = 1이며, 중심부에 다공성 구조를 갖는 저선회 인젝터는 1보다 작은 값을 갖는다. 이때 구멍의 개수를 다르게 하여 β를 조절하였고, β = 0.875, 0.750, 0.625, 0.5에 해당하는 네 가지의 저선회 인젝터를 사용했다. 그 외의 구멍의 직경, 스월러의 각도와 개수 등 다른 형상 변수들은 모두 동일하게 설계하여 β에 의한 영향만 고려했다.

막힘률에 따른 화염의 구조 변화를 파악하기 위해 OH PLIF 계측을 수행하였다. 10 Hz의 주파수를 갖는 Nd:YAG 레이저(Continuum, Surelite ∏-10)를 이용해 색소 레이저(Radiant dyes, Narrowscan)를 펌핑하며, A2Σ+-X2Π(1,0) 밴드의 Q1(6) 라인을 여기하기 위해 283.065 nm의 파장으로 공급하였다. 이후 레이저 빔은 원통형 오목 렌즈(f = -25 mm)에서 확산한 후 구형 렌즈(f = 100 mm)를 통해 약 50 mm 정도의 수평 레이저 시트로 형성된다. 평면 레이저에 여기된 화염의 OH 라디칼은 310 nm의 형광 발광이 일어나며, 최종적으로 ICCD 카메라(Princeton Instruments, PI-MAX4)로 계측하였다.

마지막으로, 본 연구에서 고려한 실험 조건을 Table 1에 정리하였다. 막힘률 이외에도 노즐 유속, 당량비 그리고 연소기 길이를 바꾸어가며 넓은 범위의 운용 조건에서 저선회 인젝터의 자발 불안정 계측을 수행했다. 이때 연료-공기 혼합물의 온도는 열전대(Fig. 1에 표기된 Tinlet)를 이용해 200 °C로 일정하게 공급했다. 자발 불안정 계측 시, 압력 섭동 신호를 4초간 3 kHz의 샘플링 주파수로 고속 데이터 획득을 수행하였다.

3. 실험 결과 및 고찰

3.1 막힘률에 따른 자발 불안정 특성

Fig. 2(a)는 모든 운전 조건이 고려된 자발 불안정 계측 결과이고, 막힘률에 따른 연소불안정 주파수를 보여준다. 이때 동심원의 지름은 정규화된 압력 섭동의 진폭 크기이다. 저선회 연소기의 연소불안정은 크게 세 가지 대역으로 나뉘어 발생하는 것을 알 수 있다. 첫 번째 대역은 50 ~ 100 Hz에 존재하는 영역으로 아주 작은 크기의 불안정이 발생했다. 두 번째는 180 ~ 220 Hz 사이의 주파수 대역에서 최대 8% 정도의 진폭 크기를 보이며, 세 영역 중 가장 강한 세기의 압력 섭동을 보인다. 마지막으로 270 ~ 330 Hz 대역에선, β = 1, 0.875, 그리고 0.75의 경우만 최대 1% 크기의 연소불안정이 발생하고, 상대적으로 중심부의 제트 유동이 강한 β = 0.625 그리고 0.5 조건에서는 해당 대역에서 불안정하지 않았다. Fig. 2(b)는 막힘률에 따른 압력 섭동의 관계를 보여준다. 이때 컬러바는 불안정 주파수이다. 중요한 점은 5가지 막힘률 조건 중, β = 0.75 조건에서만 불안정 진폭 크기가 현저히 줄어든다는 것이다. 이와 같은 불안정 특성은 β에 따라 달라지는 화염 구조 및 화염 동역학과 관련되며, 이는 3.3절에서 자세히 분석하였다.

Fig. 2.

Effects of blockage ratio on self-excited instability. (a) Instability frequency and (b) normalized combustor pressure amplitude versus blockage ratio.

3.2 안정 화염 구조

Fig. 3은 막힘률에 따른 안정 화염 구조를 보여준다. 상단 행은 CH* 자발광 이미지를 아벨 변환한 결과(Fig. 3(a1)-(e1))이고, 중간 행은 흰색 박스로 표기한 관심 영역의 OH PLIF 이미지(Fig. 3(a2)-(e2)), 그리고 하단 행은 후처리를 통해 추출된 화염 면 이미지(Fig. 3(a3)-(e3))이다. 이때 화염 면을 정확하게 감지할 수 있도록 전처리 필터 작업을 수행한 후, 경사도를 기반한 에지 검출 알고리즘을 통해 화염 면을 추출했다[23]. 우선 Fig. 3(a1)에 도시한 강선회 인젝터인 β = 1의 결과를 보면, 난류 화염이 중심부 노즐에 안정적으로 부착되어 일반적인 스월-안정화 화염의 구조를 보인다. 특히 Fig. 3(a2)-(a3)에서, 반응물이 침투된 영역이 확연히 보이고 화염이 내부 전단층을 따라 하류로 전파하며 전체적으로 ‘V자’ 형태를 띄게 된다. 마찬가지로 β = 0.875의 조건의 저선회 화염은 중심부의 제트 유동보다 스월 유동이 지배적이기에 여전히 V자 형태를 갖는다.

Fig. 3.

Stable flame structures of lean-premixed high- and low-swirl flames with five different blockage ratios. (a1-e1): Time-averaged Abel-deconvoluted CH* chemiluminescence images. (x,r) = (0,0) indicates centerline of injector. (a2-e2): Single-shot OH PLIF images for region of interest marked in (a1) to (e1) images. (a3-e3): Calculated flame fronts corresponding to the OH PLIF images. Gray rectangles denote metal surfaces. Inlet conditions: φ = 0.69, u¯ref = 60 m/s.

다음으로 중심부의 유량을 더욱 증가시킨 β = 0.75의 경우를 보면, 제트 유동이 강해짐에 따라 화염이 덤프면에서 부상하는 특징을 보인다. 또한 Fig. 3(c2)-(c3)에서 제트 유동으로 인해 반응물이 벽면뿐만 아니라 중앙부의 하류 영역에도 침투한다. 이로 인해 Fig. 3(c1)에서 확인할 수 있듯이, 전체적으로 저선회 화염은 ‘M자’ 형태를 띄게 된다. 덤프면에서 부상하여 안정화되는 저선회 화염의 구조는 β = 0.625 조건에서 더욱 두드러지게 나타난다. 마자막으로 중심부의 유량이 가장 큰 β = 0.5의 저선회 화염은 덤프면으로부터 완전히 떨어지며, Fig. 3(e1)에서 알 수 있듯 커다란 삼각형 분포를 띄게 된다. 스월 유동 보다 중심부의 제트 유동이 지배적이게 되어, 부상된 화염은 공기역학적으로 안정화되는 구조를 갖게 된다.

3.3 불안정 화염 위상 동기화 이미지 분석

Fig. 4는 β = 1, 0.75 그리고 0.5 조건의 불안정 화염에 대한 위상 동기화 이미지로, 아벨 변환 후 화염의 단면을 30°의 위상 간격으로 나타낸 것이다. 이때 당량비와 노즐 유속을 포함한 입구 조건은 Fig. 3의 안정 화염 조건과 동일하며, 불안정 주파수는 세 가지 화염 모두 약 200 Hz이다.

Fig. 4.

Phase-resolved, Abel-deconvoluted CH* chemiluminescence images for (a) β = 1.0, (b) β = 0.75, and (c) β = 0.5 cases, during a period of limit cycle oscillation at about 200 Hz. The flow direction is from left to right. The left edge of each image is the combustor dump plane.

우선 Fig. 4(a)에 도시한 β = 1의 강선회 화염 동역학을 보면, 화염이 중앙부 노즐에 부착되어 있으며 위상에 따라 축 방향으로 강하게 진동한다. β = 0.5의 경우(Fig. 4(c))에도 강한 제트 유동으로 인해 덤프면에서 부상된 화염이 축 방향으로 크게 움직이는 모습을 보인다. 이와는 대조적으로 Fig. 4(b)에 도시한 β = 0.75의 경우, 화염이 축 방향으로 움직이는 것보다 반경 방향으로 진동하는 특징을 갖는다. 특히 210° ~ 330° 사이에서 강선회 화염의 특징인 V자 형태와 중심부에 부상된 제트 화염이 동시에 나타난다. 이를 더 자세히 분석하기 위해 화염의 영역을 반경 25 mm 기준(이미지 내의 흰색 파선)으로 분리하였고, 화염의 내부 영역과 외부 영역의 거동을 나누어 분석하였다.

Fig. 5(a1)-(c1)은 위상에 따른 각 영역의 CH* 자발광 강도를 모두 적분한 결과이고, Fig. 5(a2)-(c2)는 반경 방향으로 적분한 자발광 강도를 축 방향 위치에 따라 나타낸 것이다. β = 1의 경우(Fig. 5(a1)), 내부 및 외부 영역이 서로 비슷한 세기를 가지며 정위상 관계를 보인다. β = 0.5의 경우(Fig. 5(c1))엔, 제트 유동이 지배적이기 때문에 내부 영역의 변화가 외부 영역보다 크지만 β = 1의 조건과 마찬가지로 정위상 관계를 갖는다. 전체적인 화염이 공간적으로 동일한 위상을 갖기 때문에 축 방향으로 크게 진동할 수 있게 된다(Fig. 5(a2) 그리고 (c2)). 하지만 Fig. 5(b1)에 도시한 β = 0.75에 대한 결과를 보면, 비슷한 강도를 갖는 두 영역이 반대 위상으로 움직이는 것을 알 수 있다. 즉 β = 0.75의 저선회 화염은 제트 유동이 주된 내부 영역과 스월 유동이 주된 외부 영역이 서로 반대 위상으로 움직임에 따라, Fig. 5(b2)의 결과와 같이 축 방향의 진동이 억제됨을 알 수 있다. 따라서 축 방향으로의 움직임이 제한되는 β = 0.75의 저선회 화염은 상대적으로 압력 섭동을 유발하지 못했고, 이로 인해 Fig. 2에서와 같이 다른 인젝터에 비해 강한 연소불안정으로 발달하지 못한 경향을 보인다.

Fig. 5.

(a1-c1): Integrated CH* emission intensity in each section plotted against phase angle for β = 1.0, 0.75 and 0.5 cases: symbols - measured data, lines - empirical fits. (a2-c2): Integrated intensity profiles in axial directions for a given phase angle.

4. 결 론

본 연구는 막힘률에 따른 저선회 및 강선회 인젝터의 연소 동특성을 연구하였다. 다양한 입구 조건에서 계측한 자발 불안정 데이터를 통해 세 가지 주파수 대역에서 연소 진동이 발생함을 보였고, 그 중 200 Hz 부근의 길이 방향 불안정이 가장 큰 진폭으로 성장했다. 막힘률은 화염의 구조를 직접적으로 변화시켜 연소불안정 특성에 영향을 주었는데, 특히 막힘률이 0.75인 경우 다른 인젝터에 비해 현저히 낮은 압력 섭동 크기를 보였다. 막힘률에 따른 불안정 화염의 동적 거동을 분석하기 위해 CH* 자발광 위상 동기화 이미지를 촬영하였다. 스월 유동이 지배적인 막힘률 1.0의 강선회 화염과 제트 유동이 강한 막힘률 0.5의 저선회 화염의 경우, 내부 및 외부에 존재하는 화염 간 정위상 관계가 성립하여 축 방향으로 크게 진동함에 따라 강한 불안정이 발생될 수 있었다. 하지만 막힘률 0.75의 저선회 화염은 내부의 제트 화염과 외부의 스월 화염이 서로 반대 위상으로 움직임에 따라 축 방향 진동이 제한되었고, 그 결과 길이 방향 불안정이 크게 억제되었다. 방대한 입구 조건에서 계측된 실험 데이터를 통해, 막힘률을 조절하여 시스템에 나타난 연소불안정을 수동적으로 제어할 수 있음을 확인하였다. 향후에는 고속 이미지 계측을 수행하여 관심 영역에 대해 동적 모드 분해 기법을 적용하고, 이를 통해 화염 별 동특성을 엄밀히 분석하고자 한다.