Hydrogen Co-Firing Simulation of an F-class Gas Turbine Combustor Nozzle

Nakjeong Choi; Sanghyup Lee; Seik Park; Jungkeuk Park

doi:10.15231/jksc.2024.29.2.027

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Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 30 June 2024. 27-36
https://doi.org/10.15231/jksc.2024.29.2.027

Hydrogen Co-Firing Simulation of an F-class Gas Turbine Combustor Nozzle

F급 가스터빈 연소기 노즐 수소 혼소 전산해석

Nakjeong Choi¹^†

Sanghyup Lee¹

Seik Park¹

Jungkeuk Park¹

최 낙정¹^†

이 상협¹

박 세익¹

박 정극¹

¹KEPCO Research Institute

¹한국전력공사 전력연구원

^{*Corresponding Author}

ABSTRACT

Research on hydrogen co-firing gas turbines is actively progressing to achieve carbon neutrality. This study performed Computational Fluid Dynamics (CFD) analysis on a current F-class gas turbine nozzle to assess the feasibility of hydrogen co-firing and enhance asset utilization. Reynolds-Averaged Navier-Stokes (RANS) simulations were employed to analyze combustion characteristics up to a hydrogen co-firing rate of 70%, using the Flamelet Generated Manifold (FGM) model and GRI3.0 mechanism. The simulations accurately predicted the reaction zone, flame length, flame shape, and changes in the recirculation flow induced by increased hydrogen reactivity. However, discrepancies in Heat Release Rate (HRR) due to adiabatic wall boundary conditions in the simulation led to deviations from experimental results, affecting the flame shape and the length, particularly impacting NO predictions above a 50% hydrogen co-firing ratio. The findings of this study can provide fundamental insights for future demonstrations of hydrogen in existing F-class gas turbine combustors.

Keywords

Gas turbine

Hydrogen co-firing with methane

Computational fluid dynamics

Flamelet generated manifold

MAIN

1. 서 론
2. 해석방법
3. 결 과
4. 결 론

기 호 설 명

$Y_{k}$ : k^th species mass fraction [-]

$T$ : Temperature [K]

𝜌 : Density [kg/m³]

$χ_{c}$ : Scalar dissipation rate [s^-1]

${\dot{w}}_{k}$ : k^th species reaction rate [kg/m³s]

$c_{p, k}$ : k^th species specific heat [J/kgK]

$h_{k}$ : k^th species total enthalpy [kJ/kg]

$c_{φ}$ : Model constant [-]

$c$ : Normalized progress variable [-]

$\tilde{Y_{c}}$ : Un-normalized progress variable [-]

$\tilde{Y_{c}^{'' 2}}$ : Un-normalized progress variable variance [-]

${\bar{S}}_{Y}_{c}$ : Mean source term [kg/m³s]

$\bar{S_{F R}}$ : Finite rate source term [kg/m³s]

$k$ : Laminar thermal conductivity [W/mK]

$S c_{t}$ : Turbulent schmidt number [-]

$μ_{t}$ : Turbulent viscosity [-]

1. 서 론

지구온난화에 대응하기 위해서 전 세계는 온실가스 감축을 위한 정책과 기술을 개발하고 있다[1]. 10차 전력수급 기본계획에 따르면 국내 전력산업은 신재생에너지 증대, 탈석탄, LNG 전환, 수소·암모니아를 이용한 무탄소 전원의 증대로 재편되고 있고, 태양광, 풍력 등과 같은 신재생에너지의 발전량과 비중은 2030년에 134.1 TWh (21.6%), 2036년에 204.4 TWh(30.6%)로 점차 증가할 전망이다.

국가 온실가스 감축 목표를 달성하기 위해서 신재생에너지의 발전량이 증가되고 있는 가운데 신재생에너지의 급격한 확대 보급은 전력수요 변동성을 증가시키는 문제점을 가지고 있다.

가스터빈은 석탄화력발전 대비 온실가스를 50% 이하로 배출하고, 빠른 기동력을 바탕으로 신재생에너지의 간헐성을 보완할 수 있기 때문에 최근 무탄소 연료인 수소, 암모니아를 이용한 기술개발이 가속화되고 있는 추세이다[2].

수소는 산업의 육성도 측면에서 암모니아보다 선행하여 가스터빈 기술개발이 진행되었으며, 주요 가스터빈 제작사들은 고농도 수소 혼소 및 전소 가스터빈 개발에 박차를 가하고 있다[3].

수소는 이산화탄소를 배출하지 않는 무탄소 연료인 반면 천연가스 대비 단열화염온도가 300 K 이상 높고, 층류화염속도가 약 8배 빠르기 때문에 가스터빈에 활용하기 위해서는 화염역화, NOx, 연소불안정 등의 문제를 해결해야 한다[4].

가스터빈에 수소를 활용하기 위한 다양한 연구가 진행된 가운데 많은 연구들은 모델 연소기를 이용하여 수소 혼소에 따른 화염역화, 블로우오프, 연소불안정 등에 관한 연구를 수행하였다.

Kim 등[5]은 스월연소기를 대상으로 메탄화염에 수소를 주입한 경우 스월강도에 상관없이 화염의 안정성이 증가하였으며, 반응영역이 연소기 노즐 상류로 당겨진 것을 확인하였다. Cozzi 등[6]은 희박 확산화염 스월연소기를 이용하여 천연가스에 수소를 0∼100%까지 혼소하였으며, 수소를 주입한 경우 희박 가연 한계가 상당히 증가하여 당량비가 0.3 이하인 조건에서도 안정적인 운전이 가능한 것을 확인하였다.

Strakey 등[7]은 희박 예혼합 스월연소기를 이용하여 1∼8기압 조건에서 수소 혼소율에 따른 블로우오프 특성을 살펴보았는데, 모든 조건에서 수소 혼소율이 증가할수록 블로우오프 한계가 증가하였으며, 압력에 따른 영향이 크지 않다고 보고하였다. Ashoke 등[8]은 LES 해석을 이용하여 스월강도와 혼합도에 따른 연소특성을 살펴보았는데, 스월강도가 증가할수록 난류가 증가하여 반응도가 증가하였고, 혼합도 또한 특정 구간까지 동일한 효과를 보였다.

많은 연구자들은 천연가스 및 메탄에 수소를 혼소한 경우 화염의 반응성이 증가한 것으로 보고하였고, 라디칼 변화를 통해서 그 원인을 분석하였다. Schefer[9]는 희박 예혼합 메탄 화염에 수소를 20% 주입한 결과 희박 가연 한계가 약 15% 가량 증가한 것으로 보고하였는데, 이때 화염주위로 OH 강도가 크게 증가한 것을 확인할 수 있었다. Guo 등[10]은 층류 예혼합 천연가스 연소화염에 수소를 60%까지 혼소하는 실험과 해석을 수행하였는데, 이때 수소는 H, O, OH 라디칼 생성에 상당한 영향을 미쳤으며, 특히 H 라디칼이 O나 OH 라디칼에 비해서 더 큰 영향을 미친다고 보고하였다.

Hawkes 등[11]은 DNS를 이용하여 희박 예혼합 메탄 화염에 수소를 주입하는 해석을 진행하였고, 수소 주입 시 난류화염속도가 증가하여 연소 안정성이 증가하였다고 보고하였다. 이는 OH 농도 증가에 따라 연료산화율이 증가하고, 수소로 인해서 열확산이 불안정해진다고 보고하였다.

수소 주입에 따른 화염 형상변화에 대해서도 많은 연구가 이루어졌는데, Guiberti 등[12]은 희박 예혼합 메탄 화염에 수소 농도가 증가할수록 화염 형상이 V에서 M으로 변할 가능성이 증가하는 것으로 보고하였으며, 이러한 화염 형상변화는 벽면으로의 열전달에도 영향을 미치는 것을 확인하였다. Mao 등[13]도 정제된 스월 화염에 대해서 수소가 화염 형상변화에 미치는 영향을 살펴보았는데, 수소 농도가 증가할수록 화염의 외부 전단층 팁이 점차 노즐 상류로 침투하여 화염형상이 V에서 M으로 변하는 것을 확인하였다. Qiang An 등[14]은 3D 프린터로 제작된 저 스월연소기에 대해서 수소 혼소율에 따라 Bowl-shape, W-shape, Crown-shape의 3가지 화염 형상을 확인할 수 있었다.

수소로 인한 화염 역화에 관해서 Syred 등[15]은 3가지 스월연소기를 이용하여 수소 혼소율에 따른 화염 역화 특성을 살펴보았고, 저 스월연소기에서는 벽면 경계층 역화가 발생하였고, 고 스월연소기에서는 반경 방향으로 역화가 발생하는 것을 확인하였다. D.Ebi 등[16]은 2.5bar, 200°C 조건에서 수소 혼소율이 50∼100%에 따른 역화 특성을 살펴보았고, 수소 혼소율이 증가할수록 역화 위험이 커지는 것을 확인하였다.

수소 가스터빈 연소 전략과 관련해서 Pignatelli 등[17]은 예혼합 메탄-수소 화염에 대해서 파일럿 화염이 메인 화염에 미치는 효과를 살펴보았는데, 파일럿 화염으로 인해서 블로우오프 한계가 증가하고 메인 화염이 안정화 되는 것을 확인할 수 있었다. Tong 등[18]은 예혼합 메탄-수소 화염에 대해서 연료 분사 전략에 따라 화염 동특성과 블로우오프 한계를 살펴보았고, 축방향 연료 분사가 화염을 안정화 시키는 것을 확인하였다.

Park 등[19]은 F급 가스터빈 연소기를 이용하여 파일럿과 메인 노즐에 수소 혼소율을 달리해가면서 연소 동압 및 NOx 특성을 살펴보았는데, 파일럿 노즐로 수소 혼소량을 증가시킨 경우 125∼500 Hz 주파수에서의 연소동압이 제한된 NOx 범위에서 개선되는 것을 확인하였다.

Park 등[20]은 F급 가스터빈 연소기에 대해서 다양한 가스터빈 부하조건에서 수소 혼소율을 30%까지 증가시키면서 연소기 온도, NOx 변화 등을 관측하였는데, 모든 부하에서 NOx는 20 ppm이하를 만족하였고, 특히 저 부하에서 NOx의 NO₂ 전환이 증가하는 것을 확인하였다. 이는 저 부하의 낮은 화염온도로 인하여 HO₂에 의한 NO의 산화가 촉진되었기 때문이라고 보고하였다.

Lee 등[21]은 6가지 종류의 F급 가스터빈 연소기 노즐을 이용하여 다양한 부하 조건에서 수소 혼소율 70%까지 실험하였으며, OH, TIT, 배기배출물, 동압 등의 특성을 살펴보고 수소 혼소율에 따른 최적의 연소조건을 확보하였다.

본 연구는 수소 산업 활성화에 따라 기존 국내 발전설비의 활용도를 높이기 위해서 현재 국내에서 운영 중인 F급 가스터빈에 수소를 혼소하고 실증 가능성을 평가하고자 한다. 이를 위한 기초 연구로 본 연구에서는 F급 가스터빈 연소기 노즐을 대상으로 전산해석을 수행하였고, 수소 혼소에 따른 연소특성을 살펴보았다.

2. 해석방법

본 연구는 G사의 PM1 가스터빈 연소기 노즐을 대상으로 연소해석을 수행하였다. 해석에 사용된 형상은 Lee 등[21]의 노즐 시험리그를 기반으로 Fig. 1과 같이 모델링 하였다.

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Fig. 1.

Simulation domain of the PM1 nozzle test rig.

해석은 Ansys Fluent v19.2를 이용하여 Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS) 해석을 수행하였다. PM1 연소기 노즐은 안정적인 화염을 형성하기 위해서 Bluff body를 가지고 있고 이로 인해서 재순환 유동이 후류에 형성된다. 따라서 본 해석에서는 노즐 후단 와류를 적절하게 예측하기 위해서 재순환 유동 및 와류해석에 정확도가 높다고 알려진 Realizable k-ε 난류모델을 사용하였다[22].

F급 가스터빈 연소기는 선회기를 이용하여 연료와 공기를 혼합하고, 고온에 노출된 연소기 구성품을 냉각하기 위하여 다수의 홀이 존재한다. Flamelet Generated Manifold (FGM) 모델은 예혼합화염 및 확산화염 해석에 모두 사용될 수 있고, Probability Density Function(PDF)을 이용하여 Look-up Table을 만들어 계산하기 때문에 다른 연소모델에 비해서 계산속도가 빠르다[23].

FGM 모델은 또한 비정규화된 Progress variable을 이용하여 해석할 수 있기 때문에 산화제만 존재하는 경계조건에서도 해석이 가능하고 연소기 냉각 홀을 통한 소염효과를 모사할 수도 있다[24]. 따라서 본 연구에서는 캔 연소기 내부 연소조건과 연소해석시간을 고려하여 FGM 연소모델을 사용하였다.

FGM 모델은 난류화염을 층류화염편의 집합체로 가정하여, 난류화염의 열화학 상태량을 층류화염편의 평균 열화학 상태량으로 구한다. 본 해석에서는 난류화염의 열화학 상태량을 구하기 위한 층류화염편으로 식 (1)과 같은 Premixed Flamelet 방정식을 이용하였고, PDF와 적분하여 평균 열화학 상태량을 계산하였다.

(1)

\begin{aligned} ρ \frac{\partial Y_{k}}{\partial t} + \frac{\partial Y_{k}}{\partial c} {\dot{w}}_{c} = & ρ χ_{c} \frac{\partial^{2} Y_{k}}{\partial c^{2}} + {\dot{w}}_{k} \\ ρ \frac{\partial T}{\partial t} + \frac{\partial T}{\partial c} {\dot{w}}_{c} = & ρ χ_{c} \frac{\partial^{2} T}{\partial c^{2}} - \frac{1}{c_{p}} \sum h_{k} {\dot{w}}_{k} + \begin{aligned} \frac{ρ χ_{c}}{c_{p}} (\frac{\partial c_{p}}{\partial c} + \sum c_{p, k} \frac{\partial Y_{k}}{\partial c}) \frac{\partial T}{\partial c} \end{aligned} \end{aligned}

FGM 모델의 비정규화된 Progress variable 수송방정식은 식 (2)와 같다. 본 해석에서 난류화염면 예측을 위한 생성항은 Finite rate 생성항( $\bar{S_{F R}}$ )을 이용하여 계산하였다.

(2)

\begin{aligned} \frac{\partial (ρ \tilde{Y_{c}})}{\partial t} + \nabla ∙ (ρ \vec{v} {\tilde{Y}}_{c}) = \nabla ∙ ((\frac{k}{c_{p}} + \frac{μ_{t}}{{Sc}_{t}}) \nabla {\tilde{Y}}_{c}) + {\bar{S}}_{Y_{c}} \\ \frac{\partial (ρ \tilde{Y_{c}^{n^{2}}})}{\partial t} + \nabla ∙ (ρ \vec{Y_{c}^{u^{2}}}) = \nabla ∙ ((\frac{k}{c_{p}} + \frac{μ_{t}}{{Sc}_{t}}) \nabla \vec{Y_{c}^{2}}) + c_{φ} \frac{μ_{t}}{S c_{t}} {| \nabla {\tilde{Y}}_{c} |}^{2} - \frac{ρ c_{φ}}{τ_{turb}} \tilde{Y_{c}^{n^{2}}} \\ {\bar{S}}_{Y_{c}} = \bar{ρ} \iint S_{F R, Y_{c}} (c, f) P (c, f) d c d f = \bar{S_{F R}} \end{aligned}

연소 메커니즘은 GRI3.0을 사용하였고, Pressure based solver를 사용하여 비압축성 유동장을 계산하였다. SIMPLE 알고리즘을 사용하여 압력과 속도를 연계하였으며, PRESTO를 적용하여 압력장을 보간하였다. 대류항은 Second order upwind 기법을 적용하였고, 확산항은 Central difference scheme을 적용하였다.

해석을 위한 격자는 Fig. 2와 같다. 격자는 약 4백만 개의 육면체 격자로 구성하였고, 선회기와 연소영역의 격자는 2.4 mm 크기의 격자를 적용하여 스월유동과 화염을 적절히 예측할 수 있도록 하였다.

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Fig. 2.

Grid for the PM1 nozzle.

연소기 노즐 실험은 상압에서 수행되었고, 실험조건은 연소기의 실제 운전조건을 기반으로 상사하여 체류시간과 입열량을 선정하였다. 해석은 Table 1과 같은 실험조건과 동일하게 수행하였으며, 천연가스만 메탄(CH₄)으로 대체하여 수행하였다.

Table 1.

Boundary conditions for the simulation of the PM1 nozzle

Load	H₂ [%vol]	H₂ [g/s]	CH₄ [g/s]	Air [g/s]	𝜙	Heat Input [MJ/s]
100	0	0	6.65	235.4	0.486	0.328
	10	0.089	6.43		0.483
	20	0.194	6.18		0.48
	30	0.316	5.88		0.475
	50	0.639	5.09		0.465
	70	1.136	3.88		0.45

3. 결 과

수소 혼소율에 따른 해석 결과의 정합성을 확인하기 위해서 실험에서 측정된 OH 변화와 비교하여 화염 반응성을 분석하였고, 해석을 통해서 관측된 화염 형상을 보다 정량적으로 분석하기 위해서 화염 길이를 측정하여 비교하였다.

Fig. 3은 연소기 노즐시험 리그와 가시화 창을 통해서 측정된 화염 형상을 보여준다. 연소기 노즐 시험리그는 Mass Flow Controllers(MFC)를 이용해서 공기와 연료량를 제어하였고, 두 개의 가시화 창을 이용해서 화염 형상을 관측하였다. 모든 실험은 동일한 입열량 조건에서 수행되었으며, 공기와 연료 온도는 F급 연소기 100% 부하 조건에 따라서 각각 374°C, 120°C로 공급하였다.

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Fig. 3.

Gas turbine combustor nozzle test rig. Reprinted from [21].

Fig. 4는 실험과 해석에서 측정된 OH 분포와 화염 길이를 비교하기 위한 측정 인자를 보여준다. 실험은 Planar Laser Induced Fluorescence(PLIF) 기법을 이용해서 OH 분포를 측정하였고, 직접계측 사진을 이용해서 화염 길이를 측정하였다. 해석은 OH 분포를 살펴보기 위해서 OH 질량분포를 계산하였고, 화염 길이 측정을 위해서 HRR, Progress variable을 이용하였다.

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Fig. 4.

Comparison of OH radicals and flame length between experiment (OH-PLIF for OH radicals measurement, Direct image for flame length calculation) and simulation (OH mass fraction for OH radicals distribution, HRR & Progress variable for flame length calculation) of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

PLIF 기법은 310 nm 파장에 해당하는 OH A-X 밴드에서 OH 라디칼을 계측하였고[21], 실험을 통해서 관측된 OH 분포는 화염의 내부 전단층 주위로 많은 양의 OH가 생성되는 것을 확인할 수 있었다. 해석도 마찬가지로 내부 전단층 주위로 OH가 주로 분포하는 것을 확인할 수 있었으며, OH 분포영역의 길이와 폭, 벽면으로부터 떨어진 거리를 고려하였을 때 해석이 반응영역을 적절히 예측하는 것을 확인할 수 있었다.

해석과 실험을 통해서 관측된 반응영역은 수소 혼소율이 증가할수록 길이가 짧아지고, 폭이 작아지는 것을 확인할 수 있었다. 이는 수소의 증가한 반응성으로 인해서 화염속도가 증가하여 화염이 노즐 상류로 이동하였기 때문으로 보인다.

실험에서 관측된 화염 형상은 수소 혼소율 30% 조건까지 내부 전단층에서 반응이 활발하게 일어나는 것이 관측되었고, 50% 이상부터는 외부 전단층에서도 반응이 활성화되어 M 형상의 화염이 형성되는 것을 확인할 수 있었다. 반면 해석은 모든 혼소율 조건에서 내부 전단층과 외부 전단층에 반응이 존재하는 것으로 예측되었으며, 수소 혼소율이 증가할수록 반응 강도가 증가하는 것을 확인할 수 있었다.

해석이 실험대비 외부 전단층에서의 반응을 명확히 관측할 수 있었던 원인은 해석은 벽면에서 경계조건을 단열조건으로 계산하였고, 실험은 가시화 창의 과열을 방지하기 위해서 가시화 창 벽면을 강제로 냉각시켰기 때문으로 보인다. 해석은 벽면에서의 열손실이 없어 외부 재순환 영역에서 배가스 온도가 실험대비 상대적으로 높고, 이로 인해서 외부 전단층에서도 반응이 활성화된 것으로 보인다.

화염 길이는 덤프 면으로부터 노즐 중심축 방향 길이(V-length)와 반지름 방향 길이(R-length)를 계산하여 비교하였다. 해석은 HRR 1.42 [W/m³], Progress variable 0.9의 등치선도를 기준으로 화염 길이를 계산하였고, 실험은 화염 길이를 계산하기 위해서 약 2000장의 직접계측 사진을 평균하고 ImageJ와 Matlab코드를 이용하여 수소 혼소율별 Threshold 값을 기준으로 화염 길이를 계산하였다[21].

해석과 실험에서 계산된 화염 길이는 Fig. 5와 같고, 모든 화염 길이는 수소 혼소율 0%에서의 화염 길이를 기준으로 정규화하여 나타내었다. 반지름 방향 화염 길이는 수소 혼소율 70% 조건을 제외한 모든 혼소율 조건에서 해석과 실험값이 거의 유사한 것을 확인할 수 있었다. 반면 노즐 중심축 방향 화염 길이는 수소 혼소율 50% 이상부터 해석과 실험값의 편차가 발생하였으며, 수소 혼소율 70%에서 편차가 가장 큰 것을 확인할 수 있었다.

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Fig. 5.

Vertical and radial flame length in experiment (EXP) and simulation (HRR, progress variable (PV)) of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

노즐 하류의 재순환 유동은 화염이 안정적으로 노즐 팁에 부착할 수 있도록 만드는 유동학적인 설계인자로[25], 기존 천연가스 연료로 설계된 연소기 노즐에 수소를 혼소하는 경우 재순환 유동이 어떻게 변화하는지 살펴보았다.

Fig. 6은 수소 혼소율에 따른 재순환 유동을 보여준다. 재순환 유동은 내부 재순환 유동과 외부 재순환 유동이 동시에 발생하는 것을 확인할 수 있었고, 외부 재순환 유동은 수소 혼소율이 증가하더라도 크게 변화가 없었지만, 내부 재순환 유동은 수소 혼소율이 증가할수록 크기가 작아지는 것을 확인할 수 있었다. 그리고 수소 혼소율이 70%가 되면 노즐 팁에 재순환 유동이 존재하지 않는 것을 알 수 있었다.

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Fig. 6.

Streamlines of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

수소는 메탄보다 단열화염온도가 약 300 K 정도 높고, 수소의 증가한 반응성으로 인해서 수소 혼소율이 증가할수록 고온영역이 증가할 수 있다. Fig. 7은 수소 혼소율에 따른 재순환 영역 내부 온도분포를 보여준다. 내부 재순환 영역 온도분포는 수소 혼소율이 증가할수록 노즐 팁 주변으로 온도가 국소적으로 증가한 것을 확인할 수 있었고, 외부 재순환 영역의 온도분포는 크게 변화하지 않는 것을 알 수 있었다.

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Fig. 7.

Temperature distribution of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

수소 혼소율에 따른 내부 재순환 유동과 재순환 영역 내부 온도분포를 보다 정량적으로 분석하기 위해서 Fig. 8, 9와 같이 수소 혼소율에 따른 노즐 팁으로부터 축방향 유속 및 온도분포를 살펴보았다.

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Fig. 8.

Axial velocity distribution along the centerline of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios (where –50 mm corresponds to the nozzle tip wall).

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Fig. 9.

Axial temperature distribution along the centerline of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios (where –50 mm corresponds to the nozzle tip wall).

노즐 축방향 속도는 수소 혼소율이 증가할수록 점차 증가하는 것을 알 수 있었고, 이로 인해서 내부 재순환 유동의 크기가 점차 작아지는 것을 알 수 있었다. 그리고 수소 혼소율이 50%가 될 때까지는 노즐 팁으로부터 하류로 50 mm까지 재순환 유동이 형성되었으나, 수소 혼소율이 70%가 되면 재순환 유동이 형성되지 않는 것을 알 수 있었다.

Kim 등[5]에 따르면 수소 혼소율에 따른 내부 재순환 유동의 변화는 수소의 증가한 반응성으로 인해서 열방출율이 증가하고 이를 통해서 배가스 방출이 증가하기 때문에 재순환 유동이 노즐 하류로 이동한다고 보고하였다. 본 해석에서도 Kim 등[5]과 마찬가지로 수소 혼소율이 증가할수록 내부 재순환 유동의 크기가 작아질 뿐만 아니라 노즐 하류로 점차 이동하는 현상을 확인할 수 있었다.

노즐 축방향 온도분포는 수소 혼소율 50%까지 거의 비슷한 경향으로 증가하였으나, 수소 혼소율이 70%가 되면 노즐 팁으로부터 하류 50 mm까지 고온으로 거의 균일한 것을 확인할 수 있었다. 이러한 온도분포는 앞서 재순환 유동의 변화에서 살펴본 바와 같이 수소 혼소율이 증가할수록 열방출율이 증가하여 배가스 방출이 증가하게 되고, 특히 수소 혼소율 70% 조건에서는 방출된 고온의 배가스가 내부 재순환 유동을 노즐 팁으로부터 하류 50 mm 이후에 형성되도록 만들기 때문에 노즐 팁으로부터 하류 50 mm까지 온도분포가 고온으로 거의 균일한 것으로 보인다.

이를 통해서 수소 혼소율이 증가할수록 고온으로 인해서 노즐 팁의 냉각이 중요한 것을 확인할 수 있었으며, 특히 노즐 Bluff body 하류 재순환 유동 설계가 온도분포에 미치는 영향이 큰 것을 확인할 수 있었다.

수소 혼소율에 따른 CO 및 NO 배출특성을 살펴보았다. Fig. 10은 수소 혼소율에 따라 해석과 실험에서 측정된 CO를 수소 혼소율 0%에서의 값을 기준으로 정규화한 값을 보여준다.

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Fig. 10.

Comparison of experimental and computational values of normalized CO emissions for the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

CO는 해석과 실험 모두 수소 혼소율이 증가할수록 감소하였으며, 해석이 실험값에 비해 다소 높게 예측하는 것을 알 수 있었다. 수소 혼소율이 증가할수록 CO가 감소하는 이유는 연료 중 탄소가 감소하는 것과 동시에 수소가 증가하여 반응성이 증가하고 이를 통해서 연소효율이 증가하였기 때문으로 보인다.

본 해석에서 NO는 Zeldovich 메커니즘을 이용하여 식 (3)과 같이 계산하였고, 후처리 방식을 통한 Thermal NO 생성반응만 고려하였다.

(3)

1) N_{2} + O \leftrightarrow N O + N 2) N + O_{2} \leftrightarrow N O + O 3) N + O H \leftrightarrow N O + H

Therrmal NO 생성반응은 연료가 질소를 포함하지 않는 경우, 화염온도가 1800 K 이상일 때 NO 생성의 주요 경로이다. 화염면의 O 농도는 온도의 지수 관계를 가지며, 예혼합 및 확산화염 모두 Zeldovich 메커니즘을 통해서 화염온도가 증가하면 NO가 기하급수적으로 증가하는 것으로 알려져 있다. 식 (3)의 Zeldovich 메커니즘 중 1번 반응은 활성화에너지가 가장 큰 반응으로 Thermal NO 생성율을 결정하는데 지배적인 반응이고, 2번 반응은 상당히 빠른 반응에 해당한다. 3번 반응은 Extended Zeldovich 메커니즘으로 Fuel Rich 혹은 Stoichiometric 조건에서 Thermal NO 생성에 기여한다.

Fig. 11은 수소 혼소율에 따라 해석과 실험에서 측정된 NO를 수소 혼소율 0%에서의 값을 기준으로 정규화한 값을 보여준다. NO는 해석과 실험에서 모두 수소 혼소율 30%까지는 거의 변화가 없었다. 하지만 실험에서 계측된 NO는 수소 혼소율이 50%가 되면서 급격히 증가하기 시작하였고, 해석은 그 이상의 조건에서도 큰 변화가 없는 것을 알 수 있었다. 수소 혼소율 50% 이상에서 해석이 NO 생성량을 낮게 예측하는 이유는 화염 길이가 작아져서 화염 단면적이 작아졌기 때문으로 보인다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2024-029-02/N0590290204/images/kosco_2024_292_027_F11.jpg

Fig. 11.

Comparison of experimental and computational values of normalized NO emissions for the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

Fig. 6의 화염 길이를 보면 수소 혼소율 50%와 70% 조건에서 해석으로부터 측정된 노즐 축 방향 화염 길이와 반지름 방향 화염 길이가 실험에 비해서 크게 작은 것을 확인할 수 있었다. 수소 혼소율이 증가하면 재순환 유동 내부의 온도가 증가하고 국부적으로 NO 생성량이 증가한다. 하지만 수소 혼소율이 50% 이상 증가하면 해석으로 예측된 화염 길이가 실험보다 짧아지기 때문에 화염 단면적 또한 작아지고 이로 인해서 전체 NO 생성량이 크게 변화하지 않는 것으로 보인다.

4. 결 론

본 연구는 수소 산업 활성화에 따른 기존 국내 발전설비의 활용도를 높이기 위해서 F급 가스터빈 연소기 노즐을 대상으로 수소 혼소율에 따른 전산해석을 수행하고, 연소특성을 살펴보았다.

1) 수소 혼소율이 증가할수록 반응영역의 길이는 짧아지고 폭은 작아진 반면 수소의 증가한 반응성으로 인해서 반응 강도는 증가하였다. 반응영역이 작아진 이유는 화염속도가 증가하고 이로 인해서 화염이 노즐 상류로 이동하였기 때문으로 보인다.

2) 해석은 실험과 달리 모든 수소 혼소율 조건에서 M 형상의 화염이 형성되었는데, 이는 해석에서 주어진 단열 벽면경계조건이 실험의 강제 대류 벽면 경계조건과 차이가 있기 때문으로 보이고, 이로 인해서 해석은 벽면 근처의 배가스 온도가 실험보다 높아 외부 전단층에서 반응이 활성화된 결과로 보인다.

3) 해석을 통해서 관측된 노즐 중심축 방향의 화염 길이는 수소 혼소율 50% 이상부터 해석과 실험값의 편차가 발생하였으며, 수소 혼소율 70%에서 편차가 가장 큰 것을 확인할 수 있었다. 이와 같은 현상은 해석이 단열 벽면을 가지기 때문에 국소적으로 고온이 발생하고 이로 인해서 반응이 더욱 활발히 진행되어 화염 길이가 실험에 비해 짧아진 것으로 보인다.

4) 노즐 출구 내부 재순환 유동은 수소 혼소율이 증가할수록 크기가 작아질 뿐만 아니라 노즐 하류로 점차 이동하는 것을 확인할 수 있었다. 이는 수소의 증가한 반응성으로 인해서 열방출율이 증가하고 이를 통해서 배가스의 방출이 증가하기 때문으로 보인다.

5) CO는 수소 혼소율이 증가할수록 감소하였으며, 이는 연료 중 탄소성분이 감소하는 것과 동시에 수소가 증가하여 반응성이 증가하고 이를 통해서 연소효율이 증가하였기 때문으로 보인다.

6) 해석에서 계산된 NO는 수소 혼소율 50% 이상에서 실험과 편차가 발생하기 시작하였는데 이는 수소 혼소율이 증가할수록 화염 단면적이 작아져서 전체 NO 생성량이 크게 변화하지 않은 결과로 보인다.

본 연구결과는 수소의 대용량 공급이 단기간에 불가능한 시점에 천연가스를 연료로 운영 중인 기존 F급 가스터빈 연소기에 대해서 향후 수소를 실증하기 위한 기초자료로 활용될 수 있을 것이다.

Acknowledgements

본 연구는 한전-발전사 공동과제 “가스터빈 수소 혼소 한계평가 및 연소최적화 기술개발”의 일환으로 수행되었습니다. 본 과제를 위해서 연소기를 제공해주신 발전사 관계자분들에게 감사를 표합니다.

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

Preview

Hydrogen Co-Firing Simulation of an F-class Gas Turbine Combustor Nozzle

ABSTRACT

MAIN

Fig. 1.

Simulation domain of the PM1 nozzle test rig.

(1)

(2)

Fig. 2.

Grid for the PM1 nozzle.

Table 1.

Boundary conditions for the simulation of the PM1 nozzle

Fig. 3.

Gas turbine combustor nozzle test rig. Reprinted from [21].

Fig. 4.

Fig. 5.

Vertical and radial flame length in experiment (EXP) and simulation (HRR, progress variable (PV)) of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

Fig. 6.

Streamlines of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

Fig. 7.

Temperature distribution of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

Fig. 8.

Axial velocity distribution along the centerline of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios (where –50 mm corresponds to the nozzle tip wall).

Fig. 9.

Axial temperature distribution along the centerline of the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios (where –50 mm corresponds to the nozzle tip wall).

Fig. 10.

Comparison of experimental and computational values of normalized CO emissions for the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

(3)

Fig. 11.

Comparison of experimental and computational values of normalized NO emissions for the PM1 nozzle with varying hydrogen co-firing ratios.

Acknowledgements

References