Research Article

Journal of The Korean Society Combustion. March 2021. 14-21
https://doi.org/10.15231/jksc.2021.26.1.014

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 실험 장비 및 방법

  • 3. 실험 결과 및 고찰

  •   3.1 다중 수소 화염의 이미지 프로세싱

  •   3.2 안정 화염의 곡률 분포

  • 4. 결 론

1. 서 론

가스터빈에서 발생하는 연소불안정 현상은 처음 가스터빈이 개발된 이래 현재까지도 가스터빈 개발을 위해 극복해야 할 중요 과제이다. 천연가스를 연료로 사용하는 기존의 가스터빈 엔진은 다중 스월 화염의 스테이징 기법을 통해 연소불안정을 제어하고 희박 예혼합 연소방식을 적용하여 질소산화물(NOx)과 일산화탄소(CO) 등의 배기물질을 감축하고자 노력해왔다. 학계에서도 스월 안정화 메탄 화염의 연소불안정 현상을 이해하기 위해 다양한 연구를 수행하였다[1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11]. 예를 들면, Huang 등[1]은 희박 예혼합 스월 화염의 수치해석을 통해 스월 수에 따른 화염 응답 변화를 연구하였으며, Hwang 등[2]은 당량비 및 유속에 대한 스월 안정 화염의 연소불안정 민감도를 실험적으로 분석하였다. Balachandran 등[3]과 Ahn 등[4]은 강제화염응답 연구를 통해, 화염 면의 동적 변화가 화염전달함수에 미치는 영향 및 가진 주파수와 화염전달함수의 연관성을 분석하였다.

대부분의 연구가 고립된 단일화염에 초점을 두고 있는 반면, 실제 가스터빈 연소기는 강한 상호작용이 가능한 다중 노즐 구조를 채택하고 있다. 이러한 인접 화염 간 상호작용은 실제 엔진 운전에 상당한 영향을 미친다. 이에 Worth 등[5]은 두 노즐 사이 간격이 화염 구조 및 강제화염응답에 미치는 영향을 고찰하였고, Lee 등[6]은 스월 수와 스월러의 회전 방향에 따른 화염 응답을 연구했다. 특히, Lee 등[7]은 스월러 위치 및 유속에 대한 방대한 연소진동 데이터를 스트로할 수를 이용해 무차원화하였고, Ramachandran 등[8]은 상호작용하는 세 개의 스월 안정화 화염들의 스월 수 변화에 대한 응답특성을 계측하였다. 그 외에도 실제 캔-환형 가스터빈 연소시스템의 다중 캔 음향 상호작용에 대한 연구가 진행된 바 있다[9, 10, 11].

최근에는 지구온난화 문제 해결을 위해 에너지시스템 탈탄소화에 대한 관심이 증폭되고 있다. 수소 가스터빈 개발 동향을 면밀히 분석한 Kim[12]의 논문에 따르면, 주요 가스터빈 제조사들은 반응속도가 매우 높은 수소 화염을 안정적으로 제어하기 위해 새로운 구조의 연료노즐을 채택하는 수소 가스터빈 개발을 진행 중이다[13, 14]. 대표적인 가스터빈 제조사인 GE는 마이크로믹서 노즐을 개발하여 단일 노즐 및 캔 단위 고압 연소 실험을 통해 화염 안정성 및 NOx 배출 성능을 시험하였다[13]. 미쯔비시 중공업에서는 수소/메탄 합성가스를 이용하여, 다중 분사 버너를 통한 건식 저 NOx 연소기 개발을 진행하고 있다[14]. 가스터빈 엔진 개발사에서는 고농도 또는 순수 수소 연소가 가능한 중대형 발전 가스터빈 연소기 개발을 위해 노력하고 있으며, 2030년까지 엔진 설치/운영을 목표로 진행 중이다.

이에 학계에서도 가스터빈 엔진 연소 조건에서의 수소 화염의 특성을 파악하기 위해 다양한 연구가 진행하고 있다[15, 16, 17, 18, 19, 20, 21]. Sanchez 등[15]은 수소 화염의 화학 반응 메커니즘과 희박 가연한계 등의 근본적인 수소 연소 특성에 대해 정리하였으며, Hoferichter 등[16]은 수소 화염을 가진했을 때 발생하는 화염 역화 메커니즘을 실험적으로 분석하여 고진폭 연소불안정에 의해 유도되는 화염역화 현상에 대한 물리적 이해의 폭을 넓혔다. 한편, 수소와 탄화수소계열 연료의 혼합 연소에 따른 화염 구조 및 연소 안정성에 대한 다양한 연구가 진행되었으며[17, 18, 19], 희박 예혼합 수소 연소기술의 한 방법론으로 JICF(Jet In Cross-Flow) 화염의 구조와 연소 동특성을 실험적·수치적으로 접근한 바 있다[20, 21].

최근에는 새로운 노즐 형상을 도입하여 화염 안정화 및 배기물질 감소를 달성하기 위한 연구도 수행되었다[22, 23, 24, 25]. Rajasegar 등[22]은 4×4 매트릭스 형상 노즐 배열을 단일 노즐 결과와 비교하여 연소 성능과 화염 안정화 변화를 정량적으로 비교하였고, Weiland 등[23]은 SimVal 연소기에서 수소 확산화염을 고압 조건에서 시험하였다. 최근에는 메조스케일 노즐에서 연료 스테이징이 연소불안정에 미치는 영향[24]과 수소 화염의 구조와 동특성을 확인한 연구[25] 결과도 보고되었다.

앞서 언급한 화염의 동특성 연구들이 압력 및 열 방출률 계측을 통해 연소불안정을 이해했다면, 구조적 특성을 분석하여 난류-화염 상호작용을 정량적으로 파악하는 방법도 존재한다. 화염의 구조적 특징을 분석하는 대표적인 방법으로 곡률 분포를 해석하는 것이 있으며, 이를 통해 난류 유동과 화염 면의 상호작용을 정량적으로 이해할 수 있다[26, 27, 28, 29, 30, 31, 32]. 선행 연구에서는 수치해석적으로 계산된 3차원 화염 면의 곡률 분포, 화염전파속도 등에 관한 연구가 주로 진행되었으며[26, 27, 28], 평면 레이저 유도형광법(Planar Laser-Induced Fluorescence) 및 미 산란(Mie scattering) 이미지를 이용해 계측한 2차원 화염 면의 곡률 분포를 실험적·통계적으로 분석하기도 하였다[29, 30, 31, 32]. 대표적인 예로, Marshall 등[29]은 Zel’dovich가 고안한 방법을 적용하여 높은 수소 비율을 갖는 화염의 곡률 분포를 정밀하게 계산하였으며, 화염의 곡률 분포가 난류 강도에 상당한 영향을 받음을 규명하였다. 또한 Gashi 등[30]은 DNS로 계산 결과와 PLIF 실험 계측 결과를 비교하였으며, Haq 등[31]과 Soika 등[32]은 평균 압력의 증가에 따라 화염 면의 주름이 증가함을 정량적으로 확인하였다.

화염을 이해하기 위한 다양한 연구에도 불구하고 곡률에 관한 연구는 단일화염 및 구형 전파 화염에 집중되어 있으며, 그마저도 대부분이 수치 해석적 접근에 해당한다. 아직까지 수소 가스터빈 연소기에 주로 적용되는 다중 노즐 배열에 대해서는 곡률 해석이 이루어진 바 없으며, 이에 본 논문에서는 메조스케일 다중 수소 화염의 곡률 분포를 실험적으로 분석함으로써 압력 및 열 방출률 섭동 신호만으로 파악하기 어려운 수소 화염의 특징을 파악해보고자 한다. 여기서 메조스케일(mesoscale) 노즐은 기존 천연가스 기반의 가스터빈 연소기에 주로 채택되는 스월 유동 기반의 거대 노즐과 대략 1 mm 급의 직경을 갖는 마이크로 스케일 노즐 사이에 위치한 ‘중간’ 크기의 노즐을 의미한다.

2. 실험 장비 및 방법

본 연구에서는 Fig. 1(a)에 도시한 메조스케일 다중노즐 연소기를 이용하여 실험을 진행하였다. 순도 99.999%의 수소(H2)는 연소기에서 충분히 떨어진 상류에서 분사되어 공기와 함께 예혼합된다. 완전히 예혼합된 수소-공기 혼합물의 온도는 상류의 온도 센서(Tinlet)를 이용해 온도를 모니터링하며, 목표 온도까지 예열된 수소-공기 혼합물은 스월러를 통과하며 선회유동을 형성하고 석영관 내부에서 가시화된다. 노즐 상류에는 초크 오리피스를 설치하여 연소기 상류 음향 경계 조건 조건을 형성하였고, 연소기 하류의 피스톤에서 하류 음향 경계면을 형성한다. 이때 피스톤을 유동 방향으로 움직여 연소기 길이를 변화시킴으로써 시스템의 고유주파수를 연속적으로 조절할 수 있다. 화염이 상·하류의 음향 경계조건에 의해 결정된 시스템의 고유주파수와 결합하여 강한 연소불안정이 발생하는 경우, 연소기 내부의 압력 섭동(p'c)을 계측하여 시스템의 연소불안정 주파수와 진폭을 계측하였다.

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Fig. 1.

(a) Cross-section of a mesoscale multinozzle combustor, (b) 60 injector arrangement, (c) representative direct flame photograph of lean-premixed pure hydrogen-air flames.

연소기에 장착된 노즐 어셈블리는 총 60개의 메조스케일 노즐로 구성되어 있으며, 개별 노즐의 직경은 6.5 mm로 동일하다. 반경 방향으로 안쪽부터 네 개의 구간(A~D)으로 구분하여 개별 노즐의 번호를 Fig. 1(b)에 도시하였다. A와 B 구간의 16개 노즐을 내부 영역(inner stage), C와 D 구간의 44개 노즐을 외부 영역(outer stage)으로 나누어 독립적으로 수소-공기 혼합물을 공급할 수 있도록 설계하였다[24]. 각 노즐 상류에는 베인 각도 44도의 스월러와 초크 오리피스가 동일한 간격으로 장착되었다. 점화된 다중노즐 수소 화염의 실제 사진은 Fig. 1(c)에서 확인할 수 있다.

수소 화염의 2차원 곡률 해석을 위해 OH PLIF 계측을 수행하였다. 10 Hz의 반복률을 갖는 Nd:YAG 레이저(Continuum, Surelite II-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 평면오목 렌즈(f = -25 mm)와 원주면 렌즈(f = 100 mm)를 통과하면서 폭 55 mm, 두께 1 mm 내외의 평면 레이저 시트로 형성되어, 연소기의 중앙에 위치한 A2, B4, C6, D7 노즐의 중앙으로 조사된다. 평면 레이저에 의해 여기된 반응장의 OH 라디칼은 310 nm 중심의 밴드패스 필터(Laser Components, LC-HBP 310/10-50)가 장착된 f/4.5 UV렌즈를 통과하여 최종적으로 ICCD 카메라(Princeton Instruments, PI-MAX4)로 계측하였다.

마지막으로, 본 연구에서 고려한 실험 조건은 다음과 같다. 완전 예혼합 된 순수 수소-공기 혼합물을 200℃로 예열하여 모든 노즐에 25 m/s의 평균 유속으로 공급한다. 반응물의 당량비는 0.55이며, 이 조건은 단열화염온도 1881 K에 해당된다. 안정 화염 이미지는 1400 mm의 연소기 길이에서 1000장을 계측하였고, 불안정 화염의 이미지는 470 Hz의 고진폭 연소진동이 발생한 연소기 길이 1600 mm에서 300장을 계측하였다.

3. 실험 결과 및 고찰

3.1 다중 수소 화염의 이미지 프로세싱

수소 화염의 곡률 계산은 OH PLIF 이미지에서 화염 면을 추출하는 것으로부터 시작된다. Fig. 2(a)와 2(e)는 안정 조건과 불안정 조건에서 계측한 대표적인 OH PLIF 이미지를 보여주며, 이들 이미지는 레이저 에너지 불균일성 보정이 수행되었다. 이후 이미지 픽셀을 평활화(smoothing)하고, 중간값 필터(median filter)로 잡음을 제거하여 화염 면을 정확하게 감지할 수 있도록 전처리 작업을 수행한다. 그 후 경사도(gradient)를 기반으로 하는 에지 검출 알고리즘을 통해 화염 면을 추출하여, 반응물과 생성물 영역으로 이진화한다(Fig. 2(b) and 2(f)).

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Fig. 2.

(a, e) Instantaneous OH PLIF images, (b, f) calculated flame front, (c, g) interrogated flame front with edge smoothing (red line), segregating reactants (white) and products (black), and (d, h) curvature- embedded flame front. (a-d) and (e-f) denote stable and unstable flame structures at 470 Hz limit cycles, respectively.

수소 화염은 메탄 화염과 달리 인접 화염 간 간섭이 거의 나타나지 않기 때문에[25], 화염 면 추출 과정에서 네 개의 개별 화염 영역을 구분하여 계산을 수행할 수 있다. 하지만 ICCD 카메라 해상도의 한계 및 이미지 이진화 과정에서 발생하는 화염 면의 왜곡으로 인해 곡률 계산에 상당한 오차를 야기할 수 있다. 이러한 문제를 해결하기 위해, 데이터를 평활화하면서도 경향성은 그대로 보존할 수 있는 사비츠키-골레이 필터(Savitzky-Golay filter)를 적용하였다[33]. 본 연구에서는 모든 화염 면이 17 픽셀 길이의 윈도우와 3차 다항식을 이용하여 필터링 되었다. Fig. 2(c)와 2(g)에서 흰색(반응물 영역)과 검정색(생성물 영역)에 의해 구분되는 면이 기존의 화염 면이고, 그 위로 중첩되어 표시된 빨간 점선은 필터링 된 화염 면을 의미한다. 이 두 이미지의 비교로부터, 본 연구에서 사용된 사비츠키-골레이 필터가 원래 화염 면의 구조적 특성을 잘 보존하고 있음을 알 수 있다.

최종적으로, 2차원 곡률에 대한 정의인 식 (1)을 이용해 곡률 계산을 수행하였다. 곡률(κ)은 화염 면에 접촉하는 원 반경(R)의 역수로 표현되며, 이미지 픽셀의 x축과 y축 좌표를 호의 길이 s에 대해 미분한 값들로 계산된다. 곡률 계산 시에는 25 픽셀 길이의 윈도우에 대해 3차 다항식을 피팅하여 식(1)을 적용하였으며, 계산된 곡률은 중앙의 단일 픽셀에 반환하였다. 그리고 해당 윈도우에 대한 계산이 끝나면, 1 픽셀만큼 이동하여 다음 25 픽셀 구간의 곡률 계산을 반복해서 수행하였다. 참고로 ICCD 카메라가 계측할 수 있는 최대 공간 분해능을 초과하는 곡률을 제외하기 위해, κcutoff = 1024/60 pixel/mm = 17 mm-1 이상의 곡률 값은 모두 제거해주었다. 계산된 곡률을 Fig. 2(d)와 2(h)와 같이 2차원 공간에 시각화하여 표현하였으며, 이를 통해 반응물이 깊게 침투하여 발생한 볼록한(convex) 영역에서 빨간색으로 나타나는 양의 곡률이, 그리고 반응물 쪽으로 오목하게 굽은(concave) 영역에서 파란색으로 표시된 음의 곡률이 계산된 것을 명확히 확인할 수 있다.

(1)
κ=dxdsd2yds2-dydsd2xds2dxds2+dyds23/2

Fig. 2에서 제시된 화염의 구조를 좀 더 자세히 살펴보면, 열음향학적으로 안정한 화염(Fig. 2(a-d))에서는 모든 화염이 원뿔 형태에 가까운 구조를 갖지만, 470 Hz의 고진폭 연소불안정 조건에서는 화염 면의 구조가 크게 변형된 것을 확인할 수 있다(Fig. 2(e-h)). 인접 화염 간 상호 간섭하지 않는 수소 화염의 특성을 살려 개별 화염의 곡률 분포 특성을 분석하려면, 모든 이미지의 모든 노즐에서 화염 면이 검출되어야 한다. 하지만 화염과 음향장이 강하게 결합하면서 100% 이상의 속도 섭동 진폭을 야기하였고[25], 그에 따라 간헐적으로 역화가 발생하여(Fig. 3(a)) 일부 노즐에서 화염 면을 정의할 수 없는 문제가 나타났다(Fig. 3(b)). 따라서 본 논문에서는 개별 화염을 구분할 수 있는 안정 화염에 대해서만 곡률 해석을 진행하였으며, 추후 완화된 진폭을 갖는 연소불안정 주파수를 선정하여 불안정한 개별 화염의 곡률 분포 특성을 기술할 예정이다.

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Fig. 3.

(a) Instantaneous OH PLIF image when instability-induced flashback occurred at approximately 470 Hz and (b) corresponding flame front image.

3.2 안정 화염의 곡률 분포

앞서 기술한 방법론을 적용하여 A2, B4, C6, D7 노즐에서 계측된 1000장의 OH PLIF 이미지에 대한 분석을 수행하였고, 그 결과를 Fig. 4에 나타냈다. 이때 곡률은 κcutoff = 17 mm-1 범위 이내에서 모두 계산되었으나, 비교의 편의를 위해 ±3 mm-1 사이의 분포만 도시하였다. 계산된 개별 화염과 전체 화염의 곡률 평균은 Table 1에서 확인할 수 있다.

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Fig. 4.

Curvature PDFs of (a) individual hydrogen flames and (b) entire flame surface.

Table 1.

Average curvature (κ¯) at each nozzle

κ¯(κ<κcutoff) κ¯(κ<1)
A2 0.128 mm-1 -0.013 mm-1
B4 0.128 mm-1 -0.020 mm-1
C6 0.144 mm-1 -0.019 mm-1
D7 0.153 mm-1 -0.018 mm-1
Total 0.138 mm-1 -0.018 mm-1

먼저 Fig. 4(a)의 개별 화염 곡률 분포를 살펴보면, 상대적으로 노즐 중앙에 위치하는 A2와 B4 화염, 그리고 벽면에 가까운 C6와 D7 화염이 각각 유사한 분포를 나타낸다. 특히 A2와 B4 화염이 포함된 내부 영역(inner stage)의 16개 화염은, 외부 영역(outer stage)의 44개 화염으로 둘러싸여 벽면으로부터의 열 손실이 적고, 그로 인해 상대적으로 균일한 화염 면 분포를 갖는 것으로 추측된다. Table 1에 정리한 평균 곡률에서도 이러한 특징이 잘 드러난다. 평균 곡률은 모든 노즐에서 양의 값을 보이는데, 이는 평균적으로 반응물에서 생성물 방향으로 볼록한(convex) 형태의 화염 구조의 형성이 더 우세함을 의미한다. 저선회 노즐 환경에서 진행된 수소 화염의 곡률 분석[29]에서도 유사한 결과가 보고된 바 있다.

확률밀도함수가 거의 일치하는 A2와 B4 화염은 평균 곡률 또한 동일하게 나타났다. Table 1에 제시한 바와 같이, 덤프면 중심에서 외곽으로 이동할수록 평균 곡률 값이 증가하는 것을 알 수 있으며, 이는 앞서 기술한 바와 같이 열 경계 조건의 영향으로 판단된다. 특히, 곡률은 화염전파속도와 음의 상관관계를 가지기 때문에[30], Fig. 3와 같은 고진폭의 연소진동 환경에서 외곽의 노즐이 상대적으로 역화 가능성이 더 높을 것이라 예상할 수 있다. 실제로 각 노즐에서의 반응물 침투 깊이(δpenetration)를 살펴보면 이러한 주장을 뒷받침한다. Fig. 5는 각 노즐에서 수소/공기 반응물 제트가 침투하는 깊이의 평균과 표준편차를 나타내며, 침투 깊이는 각 노즐로부터 가장 멀리 떨어진 화염 면의 좌표를 이용하여 계산되었다. 1000 장의 이미지를 이용해 계산된 침투 깊이의 평균은, D7 노즐이 다른 노즐에 비해 상대적으로 작음을 보여주며, 이는 연소기 벽면에서 발생한 열 손실의 영향임을 암시한다.

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Fig. 5.

Mean and standard deviation of reactant jet penetration depth (δpenetration) in each nozzle.

전체 화염의 곡률도 개별 화염과 마찬가지로 양의 평균과 유사한 확률 분포를 가짐을 보여준다. 그리고 전체 화염의 곡률 분포가 음의 방향으로 치우친 것처럼 보이지만(Fig. 4(b)), κ>1의 범위에서는 양의 곡률이 더 큰 확률 분포를 갖기 때문에 전체 평균은 양의 값을 나타냈다.

하지만 –1과 1 mm-1 사이의 곡률 분포만을 국부적으로 고려해 보면 전혀 다른 특징을 나타낸다(Table 1). 즉, 전체 곡률 범위(κ<κcutoff)가 아닌, 전체 분포의 87%에 해당하는 곡률 범위(κ<1)에서는 음의 방향으로 치우치게 분포한다. 선행 연구[5, 8, 29]에서는 곡률 범위가 바뀌어도 전체적인 경향성이 유지되었지만, 본 연구에서는 관심 영역에 따라 곡률 분포의 평균이 변화하였다. 이와 같은 차이는 다음의 두 가지 요인에 의해 발생한다고 추측할 수 있다. 먼저, 낮은 루이스 수를 갖는 수소 화염의 높은 확산 특성으로 인해 순간적으로 반응물 제트가 좁게 침투하고, Fig. 2(d)와 같이 큰 곡률을 갖는(작은 반경을 가진) 첨예한 화염 면이 만들어진다. 그리고 cusp 사이로 작은 곡률을 가진(큰 반경을 가진) 화염 면이 오목하게 형성된다. 즉, 물질 확산으로 인해 발생한 큰 곡률과 그로 인해 유도된 음의 곡률이 Fig. 4의 곡률 분포를 야기했다고 볼 수 있다.

이번 연구를 통해 제시한 곡률 범위에 따라 달라지는 분포 특성은, 화염 면 평활화에 사용된 사비츠키-골레이 필터의 윈도우 크기에 영향을 받으나, 화염의 곡률 분포 및 그 경향성은 동일하게 유지되었다(Table 2 자료 참조). OH PLIF를 이용해 계산된 Fig. 4의 곡률 분포는 실제 3차원 화염 구조의 2차원 단면에 대한 제한된 정보를 제공한다. 실험적으로 계측된 2차원 곡률 분포가 다중 이미지 계측을 통해 3차원으로 재구축된 화염 구조와 높은 유사성을 보인다는 선행 연구 결과[34]를 토대로, 본 논문에서 기술한 분석 결과가 실제 3차원 수소 화염 구조의 특징을 상당 부분 포함할 것으로 판단된다. 다만, 실험을 통해 계산된 2차원 곡률과 수치해석을 통해 계산된 3차원 곡률이 큰 차이를 보였기 때문에 동일한 방법론을 활용하는 경우에만 정량적 비교가 유효하며 해석에 주의가 요구된다[30].

Table 2.

Sensitivity analysis for the window size of Savitzky-Golay filter

S-G filter window &#x3BA;&#xAF;(&#x3BA;&lt;&#x3BA;cutoff) &#x3BA;&#xAF;(&#x3BA;&lt;1)
11 pixels 0.124 mm-1 -0.016 mm-1
17 pixels 0.138 mm-1 -0.018 mm-1
23 pixels 0.153 mm-1 -0.020 mm-1

4. 결 론

본 연구에서는 메조스케일 다중 노즐 연소기에서 순수 수소-공기 예혼합 화염의 곡률 분포를 실험적으로 고찰하였다. 곡률 분포의 정확한 계산을 위해, 계측된 OH PLIF 이미지를 전처리하여 화염 면을 추출하고 2차원 곡률을 계산하는 과정을 상세히 기술하였다. 계산된 곡률 분포 결과로부터 모든 화염이 평균적으로 양의 곡률을 형성하며, 노즐의 공간적 위치에 따라 열 경계 조건의 변화로 인해 곡률 분포에 차이가 발생함을 확인하였다. 흥미로운 점은 전체 곡률 범위에서는 양의 평균을 갖는 것과 달리 좁은 곡률 범위에서는 음의 평균을 보였으며, 이는 수소 화염의 빠른 확산 속도로 인해 오목한 화염 면이 넓은 범위에 형성되었음을 암시한다. 향후 불안정 상태의 화염 면 곡률 계산을 수행하여 고주파 수소 화염의 구조적 특성을 분석할 예정이다.

Acknowledgements

이 논문은 2020년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구임 (20206710100060, 분산발전 가스터빈용 수소 전소 저 NOx 연소기 개발).

References

1
Y. Huang, V. Yang, Effect of swirl on combustion dynamics in a lean-premixed swirl-stabilized combustor, Proc. Combust. Inst., 30 (2005) 1775-1782. 10.1016/j.proci.2004.08.237
2
D. Hwang, S. Bak, K. Ahn, Study on flame structure and combustion instability in a swirl-stabilized combustor, J. Korean Soc. Combust., 25 (2020) 1-10. 10.15231/jksc.2020.25.2.001
3
R. Balachandran, B.O. Ayoola, C.F. Kaminski, A.P. Dowling, E. Mastorakos, Experimental investigation of the nonlinear response of turbulent premixed flames to imposed inlet velocity oscillations, Combust. Flame, 143 (2005) 37-55. 10.1016/j.combustflame.2005.04.009
4
M. Ahn, T. Kim, H. Kim, Y. Yoon, A study on response characteristics of jet-diffusion flame and premixed flame with various velocity perturbations, J. Korean Soc. Combust., 22 (2017) 19-26.
5
N.A. Worth, J.R. Dawson, Cinematographic OH-PLIF measurements of two interacting turbulent premixed flames with and without acoustic forcing, Combust. Flame, 159 (2012) 1109-1126. 10.1016/j.combustflame.2011.09.006
6
J. Lee, J. Park, D. Han, K.T. Kim, Swirl flow effects on flame-flame interactions in a model lean-premixed gas turbine combustor, J. Korean Soc. Combust., 23 (2018) 21-27.
7
T. Lee, J. Lee, J. Park, D. Han, K.T. Kim, Staggered swirler arrangement in two self-excited interacting swirl flames, Combust. Flame, 198 (2018) 363-375. 10.1016/j.combustflame.2018.10.001
8
G. Ramachandran, A.K. Dutta, H. Durairaj, S. Chaudhuri, On the interaction of swirling flames in a lean premixed combustor, J. Eng. Gas Turb. Power, 142 (2020) 031006. 10.1115/1.4044732
9
K. Moon, K.T. Kim, Time series analysis of acoustic interactions in multiple gas turbine combustors, J. Korean Soc. Combust., 25 (2020) 36-43. 10.15231/jksc.2020.25.2.036
10
H. Jegal, K. Moon, J. Gu, L.K.B. Li, K.T. Kim, Mutual synchronization of two lean-premixed gas turbine combustors: phase locking and amplitude death, Combust. Flame, 206 (2019) 424-437. 10.1016/j.combustflame.2019.05.017
11
K. Moon, C. Yoon, K.T. Kim, Influence of rotational asymmetry on thermoacoustic instabilities in a can- annular lean-premixed combustor, Combust. Flame, 223 (2021) 295-306. 10.1016/j.combustflame.2020.10.012
12
D. Kim, Review on the development trend of hydrogen gas turbine combustion technology, J. Korean Soc. Combust., 24 (2019) 1-10. 10.15231/jksc.2019.24.4.001
13
W.D. York, W.S. Ziminsky, E. Yilmaz, Development and testing of a low NOx hydrogen combustion system for heavy-duty gas turbines, J. Eng. Gas Turb. Power, 135 (2013) 022001. 10.1115/1.4007733
14
T. Asai, S. Dodo, M. Karishuku, N. Yagi, Y. Akiyama, A. Hayashi, Performance of multiple-injection dry low-NOx combustors on hydrogen-rich syngas fuel in an IGCC pilot plant, J. Eng. Gas Turb. Power, 137 (2015) 091504. 10.1115/1.4029614
15
A.L. Sanchez, F.A. Williams, Recent advances in understanding of flammability characteristics of hydrogen, Prog. Energy Combust. Sci., 41 (2014) 1-55. 10.1016/j.pecs.2013.10.002
16
V. Hoferichter, T. Sattlemayer, Boudnary layer flashback in premixed hydrogen-air flames with acoustic excitation, J. Eng. Gas Turb. Power, 140 (2018) 051502. 10.1115/1.4038128
17
B. Jeong, K. Lee, A study on the laminar burning velocity and flame structure with H2 content in a wide range of equivalence ratio of syngas(H2/CO)/ air premixed flames, J. Korean Soc. Combust., 19 (2014) 17-28. 10.15231/jksc.2014.19.1.017
18
J. Park, C.B. Oh, T. Kim, J. Park, CO emission characteristics in the interacting counterflow methane and hydrogen partially premixed flames, J. Korean Soc. Combust., 17 (2012) 1-8.
19
T.M. Vu, W.S. Song, J. Park, K.M. Lee, Laminar burning velocities and flame stability analysis of hydrocarbon/hydrogen/carbon monoxide-air premixed flames, J. Korean Soc. Combust., 16 (2011) 23-32.
20
A.M. Steinberg, R. Sadanandan, C. Dem, P Kutne, W. Meier, Structure and stabilization of hydrogen jet flames in cross-flows, Proc. Combust. Inst., 34, 2013, pp. 1499-1507. 10.1016/j.proci.2012.06.026
21
C.L. Cha, S.S. Hwang, Numerical study on combustion characteristics of hydrogen gas turbine combustor using cross flow micro-mix system, J. Korean Soc. Combust., 24 (2019) 17-25. 10.15231/jksc.2019.24.3.017
22
R. Rajasegar, J. Choi, B. McGann, A. Oldani, T. Lee, S.D. Hammack, C.D. Carter, J. Yoo, Mesoscale burner array performance analysis, Combust. Flame, 199 (2019) 324-337. 10.1016/j.combustflame.2018.10.020
23
N.T. Weiland, T.G. Sidwell, P.A. Strakey, Testing of a hydrogen diffusion flame array injector at gas turbine conditions, Combust. Sci. Technol., 185 (2013) 1132-1150. 10.1080/00102202.2013.781164
24
H. Kang, T. Lee, U. Jin, K.T. Kim, Experimental investigation of combustion instabilities of a mesoscale multinozzle array in a lean-premixed combustor, Proc. Combust. Inst., (2020) in press. 10.1016/j.proci.2020.06.099
25
T. Lee, K.T. Kim, Combustion dynamics of lean fully-premixed hydrogen-air flames in a mesoscale multinozzle array, Combust. Flame, 218 (2020) 234-246. 10.1016/j.combustflame.2020.04.024
26
L. Cifuentes, C. Dopazo, A. Sandeep, N. Charkraborty, A. Kempf, Analysis of flame curvature evolution in a turbulent premixed bluff body burner, Phys. Fluids, 30 (2018) 095101. 10.1063/1.5044525
27
N. Charkraborty, S. Cant, Unsteady effects of strain rate and curvature on turbulent premixed flames in an inflow-outflow configuration, Combust. Flame, 137 (2004) 129-147. 10.1016/j.combustflame.2004.01.007
28
I. Han, K. Huh, Roles of displacement speed of premixed flame embedded in isotropic turbulent decaying flow, J. Korean Soc. Combust., 12 (2007) 10-19.
29
A. Marshall, J. Lundrigan, P. Venkateswaran, J. Seitzman, T. Lieuwen, Measurements of stretch statistics at flame leading points for high hydrogen content fuels, J. Eng. Gas Turb. Power, 139 (2017) 111503. 10.1115/1.4035819
30
S. Gashi, J. Hult, K.W. Jenkins, N. Charkraborty, S. Cant, C.F. Kaminski, Curvature and wrinkling of premixed flame kernels-comparisons of OH PLIF and DNS data, Proc. Combust. Inst., 30 (2005) 809-817. 10.1016/j.proci.2004.08.003
31
M.Z. Haq, C.G.W. Sheppard, R. Woolley, D.A. Greenhalgh, R.D. Lockett, Wrinkling and Curvature of Laminar and Turbulent Premixed Flames, Combust. Flame, 131 (2002) 1-15. 10.1016/S0010-2180(02)00383-8
32
A. Soika, F. Dinkelacker, A. Leipertz, Pressure influence on the flame front curvature of turbulent premixed flames: comparison between experiment and theory, Combust. Flame, 132 (2003) 451-462. 10.1016/S0010-2180(02)00490-X
33
A. Savitzky, M.J.E. Golay, Smoothing and differentiation of data by simplified least squares procedures, Anal. Chem., 36 (1964) 1627-1639. 10.1021/ac60214a047
34
L. Ma, Y. Wu, Q. Lei, W. Xu, C.D. Carter, 3D flame topography and curvature measurements at 5 kHz on a premixed turbulent Bunsen flame, Combust. Flame, 166 (2016) 66-75. 10.1016/j.combustflame.2015.12.031
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