Research Article

Journal of The Korean Society Combustion. December 2020. 47-55
https://doi.org/10.15231/jksc.2020.25.4.047

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 스월-예혼합 버너 설계

  • 3. 해석 및 실험 방법

  • 4. 결과 및 고찰

  •   4.1 유동 및 연소 특성 분석

  •   4.2 NOX 발생량 분석

  •   4.3 압력손실 분석

  • 5. 결 론

1. 서 론

가스터빈은 부하 추종성과 기동성이 우수하여 항공·육상발전·선박용 등 다양한 산업분야에서 동력원으로 사용되고 있으며, 최근 강화되는 대기환경오염 규제로 그 수요가 증가할 것으로 기대되고 있다[1,2,3]. 그러나 2020년 이후 신설되는 기체연료 사용 발전시설의 질소산화물(NOX) 배출 규제가 10 ppm 이하로 규정[4]되는 등 강화되는 대기 환경 규제에 대응하기 위해 가스터빈에서 발생되는 NOX 배출에 대한 감소 노력이 필요한 실정이다. 천연가스를 연료로 사용하는 가스터빈에서 연소 과정 중 주로 발생하는 thermal NOX는 연소 온도가 고온일 때 생성되므로, 작동 유체가 고압 · 고온일수록 효율이 상승하는 가스터빈 특성 상 NOX배출의 주요한 원인이 된다. 특히 1800 K 이상 온도에 대해서 지수 함수적으로 증가하기 때문에 최고 연소 온도를 낮추면 NOX 배출을 저감할 수 있다[5,6]. 이와 같은 이론을 바탕으로 개발된 스월-예혼합 버너는 현재 GE[7], Siemens[8], MHPS[9], Alstom(현 GE) [10] 등 주요 OEM 제작사의 가스터빈 연소기에 적용되어 있다. 스월-예혼합 버너는 선회 유동을 이용하여 연료와 산화제를 미리 혼합하여 균일하게 연소시키는 방법이며[5,6], 이론 당량비에서 연소되는 비예혼합 버너보다 Hot-spot이 적고 균일한 온도 분포를 나타내므로 동일한 열용량에서 NOX 발생량은 감소하게 된다. 또한 선회 유동은 주 연소 영역에 재순환 영역을 형성시킴으로써 화염 안정성을 향상시키는 역할을 한다.

일반적으로 연소 과정에서 급격한 가스 팽창이 일어나기 때문에 연소실 직경은 Burner 노즐 출구 직경에 비해 크게 설계한다. 이 때 버너 노즐 출구에서 유로 면적이 갑작스럽게 확대되면 Fig. 1과 같이 선회 유동은 내 · 외부재순환 영역을 형성한다[11]. 내부재순환영역(IRZ, Inner Recirculation Zone)은 선회 유동에 의해 중심부에 형성되며, 외부재순환영역(ORZ, Outer Recirculation Zone)은 선회 유동과 관계없이 유로 면적이 급격히 확대될 때 노즐 출구 Corner 부근에서 역 압력 구배가 생기고 유동 박리 현상이 일어나면서 형성된다. 재순환 영역에서는 고온의 연소가스가 상류로 역류하면서 주위보다 고온부가 형성되며[12] 이는 화염 안정성 및 화염 구조 등에 영향을 미친다. 특히 화염 안정성 문제가 대두되는 예혼합 연소에서 재순환 유동은 중요한 역할을 한다. 그러나 재순환 영역에서는 유동 박리에 의한 압력 손실이 증가하고[13, 14] Hot-spot이 생성되는[11] 등의 부정적인 영향도 존재한다. 저 NOX 버너를 위한 Hot-spot 생성 억제를 위한 기존의 연구는 연료와 산화제의 혼합 특성이 주된 관심사였으며[15,16,17] 재순환영역에서 형성되는 고온부가 NOX 배출에 미치는 영향에 대한 연구는 주로 내·외부재순환 영역 전체를 대상으로 수행되었다[18, 19].

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Fig. 1

Illustration of a swirling flow field structure [11].

본 논문에서는 외부재순환영역에서 형성된 고온부가 NOX 배출에 미치는 영향에 대해 고찰하고자 하며 스월-예혼합 버너의 출구 형상을 변경하여 외부재순환영역 유무에 따른 유동 및 연소 특성을 분석하였다. 버너 출구에서 라이너로 이어지는 유로가 급격히 확대되어 외부재순 환영역이 형성되는 Flat type 버너와 출구에서 유동 박리가 최소화되도록 곡면으로 확대되는Curved type 버너에 대해 수치 해석과 실험을 수행하였다. 수치 해석을 통해 연소실 내부 유동 및 연소 특성, NOX 배출 특성 등을 분석하였으며, NOX 배출 특성은 실험 결과와 비교하였다.

2. 스월-예혼합 버너 설계

버너 노즐은 Fig. 2와 같이 축방향(axial) 선회기를 장착한 스월-예혼합 버너이며, 연료는 선회기 전 · 후단에서 Jet in cross type으로 분사된다. 연료 분배는 희박 가연한계를 고려하여 분배하였으며, 역화 발생 시 화염은 Fuel stage 2 까지만 전파되도록 설계하였다. 선회기는 Vane의 각도가 Vane hub에서 Vane tip까지 반경방향으로 변하는 Variable type[20]이다. Vane tip과 hub에서의 각도는 각각 60°, 41° 이며 Vane 개수는 8 개이다. 선회수는 유동의 선회 강도를 나타내는 무차원 수로써, 재순환 유동을 얻기 위해서는 선회수가 최소 0.4 이상 되어야 한다[6, 21]. Variable type 선회기의 선회수 계산식은 식 (1)과 같다.

(1)
Sn=12[1+(Dhub/Dsw)2]tanθtip

위 식을 통해 계산된 선회수는 1.08 이며, 재순환 영역이 충분히 형성될 수 있는 조건에 해당된다. 라이너는 원통의 Flame tube로 설계하였으며 라이너와 노즐 출구의 직경 비인 Confined ratio는 0.6으로 하였다.

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Fig. 2

The configuration of the swirl- premixed burner.

Fig. 3은 버너 노즐의 출구 유로를 나타낸 그림으로 (a)는 출구 유로가 직각으로 확대되는 Flat type이며 (b)는 곡면으로 확대되는 Curved type 버너이다. 출구 형상을 제외하고 두 버너의 세부 형상은 동일하다.

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Fig. 3

The configuration of two different burner outlets: (a) Flat type, (b) Curved type.

3. 해석 및 실험 방법

CFD 해석은 버너 출구 형상에 따른 재순환 유동 특성 및 온도 분포 등과 같이 실험으로 관찰하기 어려운 유동 및 연소 특성을 보다 상세히 분석하기 위해 수행하였다. Fig. 4는 해석 모델의 형상이며, 수치 계산을 위해 격자는 약 600 만 개로 생성하였다. Mesh Quality를 나타내는 Skewness, Orthogonal Quality는 각각 0.6, 0.4 로 두 값 모두 권장 범위를 만족하며 계산 결과 안정적으로 수렴하는 것을 확인하였다.

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Fig. 4

CFD modelling configuration.

Table 1은 해석에 사용한 모델 및 해석 기법을 나타내었으며, 해석 프로그램은 유한체적법을 이용하는 Fluent (v.17)를 사용하였다. 연소기 내부는 아음속 유동이므로 Pressure-based coupled solver 기반으로 정상 상태 해석을 수행하였다.

Table 1.

Parameters set out in CFD

Model
Turbulence Realized k-ε
Combustion Partially Premixed – FGM
Chemistry Reduced GRI-Mech 1.2
Solution method
Pressure-velocity coupling Scheme Coupled
Spatial Discretization Second order upwind

난류 모델은 Reynolds stress tensor 항을 난류 에너지(k)과 난류 소실률(ε)를 이용하여 정의한 Realized k-ε 모델을 사용하였다[22]. 화학 반응 메커니즘은 계산 비용을 고려하고 다수의 선행 연구에서 실험과 비교·분석이 이루어진 Reduced GRI Mech 1.2를 사용하였다[23, 24, 25]. 이 메커니즘은 화학 종 19개(+N2), 반응식 총 84개로 구성되어 있다. 연소 모델은 확산 화염과 예혼합 화염에 모두 적용 가능한 Partially Premixed Combustion Model을 사용하였으며 상세 모델로는 FGM(Flamelet Generation Manifold)모델을 사용하였다. 난류 화염 전파 속도는 국부적인 층류 화염속도에 혼합물의 열화학적 특성 및 난류 강도, 난류 길이 스케일 등을 반영한 Zimont 모델을 사용하였다[22]. 벽면 열전달은 충돌 냉각 방식을 적용하였으며 충돌 Jet flow의 열전달에 대한 선행 논문[26]을 참조하여 열전달 계수를 대략 200 W/m2·K 으로 산정하였다. 그을음이 매우 작은 희박-메탄연소에서 가스 복사에 의한 영향은 크지 않을 것으로 예상하여[27, 28] 본 연구에서는 복사모델을 고려하지 않았다.

Table 2는 CFD 해석 및 실험 조건이며 공기량은 고정한 상태에서 연료량을 변화시켜 단열화염온도 기준으로 2020 K(당량비 0.62), 1850 K(당량비 0.51) 조건일 때를 각각 계산하였다.

Table 2.

The flow conditions for CFD and experiment

Parameters Unit AFT
2020 K 1850 K
Air mass flow rate kg/h 355.32
Fuel mass flow rate kg/h 12.88 10.74
Inlet Temperature K 725
Operation Pressure kPa 101.36
Equivalence ratio (AFT(Adiabatic Flame Temperature)) - (K) 0.62 (2020) 0.51 (1850)

연소 실험 장치는 Fig. 5와 같이 구성되어 있으며, Plenum에 공급된 공기는 버너 노즐의 공기 입구로 유입되고 선회기 전 · 후단에서 연료와 혼합된 후 연소영역에 분사된다. Flame tube 냉각을 위해 라이너 냉각 케이스를 설치하여 공기가 Flame tube 외벽에 충돌하면서 냉각 효과를 얻는 충돌 냉각기법을 적용하였다. 가스분석장치(Eurotron, MK2)로 NOX, O2 농도를 계측하였으며 버너노즐의 상부와 Flame tube 출구에 열전대를 설치하고 데이터 수집 장치(Graphtec)를 이용하여 데이터를 취득하였다. 공기와 연료 유량은 MFC(Mass Flow Controller, Brooks)로 공급 유량을 조절하였으며, 공기 온도는 50 kW급 전기식 열 교환기와 250 kW급 가스식 열 교환기를 직렬로 설치하여 고온 조건을 모사하였다.

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Fig. 5

The schematic of the experimental equipment.

4. 결과 및 고찰

4.1 유동 및 연소 특성 분석

Fig. 6은 유동의 3D Stream line을 나타낸 그림이며 선회기를 지나가는 유동의 선회 패턴을 확인 할 수 있다. Fig. 7은 2D Stream line(z=0)을 나타낸 그림이며, 내·외부 재순환영역의 크기는 축방향 속도가 0(u=0)인 지점으로 유추할 수 있으며 검정 실선으로 나타내었다. 라이너 중심부 측은 내부재순환영역이며 코너 측은 외부재순환영역에 해당한다. Fig. 8은 Flame tube의 축방향 거리에 따른 전체 유량 대비 외부재순환유량 비율을 나타낸 그래프이다. 외부재순환영역 형성이 억제되도록 설계된 Curved type 버너는 x/x0 = 0.13 부근에서만 외부재순환영역이 형성된 반면, Flat type 버너는 재순환 유량이 많아지면서 0.8 위치까지 훨씬 넓게 형성되었다. 0.13 위치에서 Curved type의 외부재순환유동은 Flat type과 비교하여 1850 K, 2020 K 온도 조건에서 각각 87%, 93% 감소하였다.

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Fig. 6

The 3D stream lines of swirl-premixed burner.

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Fig. 7

The 2D stream lines (z=0) of two different burners for the AFT of (a) 1850 K, (b) 2020 K.

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Fig. 8

Dependence of the outer recirculation flow rate on the axial distance.

메탄 희박 연소에서 HCO는 화염의 열방출율을 대표하는 연소 생성물이므로[29], 본 연구에서는 Fig. 9에 나타낸 HCO 분포와 Fig. 10의 온도 분포장을 이용하여 화염 형상 및 연소 특성을 분석하였다. Fig. 9에서 보는 바와 같이 Flat type은 Curved type과 비교해 1850 K, 2020 K의 두 조건 모두 화염 길이가 짧고, 외부재순환영역에 고온부가 형성되었다. 또한, 1850 K 조건에서 Flat type의 화염은 Cone과 노즐 출구에서 부착되어 있으나, Curved type은 Cone에서만 부착되어 있는 것을 확인하였다. 그러나 2020 K 조건에서는 Curved type에서도 Cone 부근(ⓐ)과 노즐 출구(ⓑ) 지점에 화염이 부착되었다. 이는 당량비가 높아짐에 따라 화염속도가 증가하면서 노즐 출구에 화염이 부착된 것으로 판단된다. 미연소 가스가 라이너 벽면 쪽으로 분사되면서 ⓐ, ⓑ 지점에서 시작된 화염이 벽에 압박되는 경향성을 보였으며 라이너 벽면에서 HCO 분율이 높게 나타났다. 특히, ⓐ, ⓑ 화염면의 끝단이 만나는 부근에서 연소 반응이 집중되어 열 방출율이 높아져서 이후 온도가 급격히 상승하는 것으로 분석된다. 이는 Fig. 10의 온도 분포장에서 최고 화염온도가 화염의 후단에서 나타난 것을 통해 확인할 수 있다. Flat type의 외부재순환영역에서 형성된 고온부의 온도는 화염 온도 1850 K, 2020 K 조건에서 각각 1650 K, 1950 K 정도로 나타났다. 화염 온도 1800 K 이상에서 thermal NOX의 생성률이 기하급수적으로 증가하므로[5] Flat type의 외부재순환영역에서 형성된 온도 분포에 따라 thermal NOX 생성 경향성이 달라질 것으로 예상된다.

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Fig. 9

The contours of HCO mass fraction for the AFT of (a) 1850 K, (b) 2020 K.

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Fig. 10

The temperature contour for the AFT of (a) 1850 K, (b) 2020 K.

4.2 NOX 발생량 분석

Fig. 11은 1850K, 2020 K 조건에서 CFD와 실험을 통해 얻은 NOX 배출량을 나타낸 그래프이다. NOX 배출 경향성은 실험과 CFD 결과 모두 동일하게 나타났으며, 실험에 대한 CFD 해석 결과 오차는 약 10% 이내이다. O2 분율의 경우, 1850 K, 2020 K 조건에서 각각 10.7%, 8.5%이며 실험 결과와 비교해 오차는 0.1% 이내로 실험치와 유사한 것을 확인하였다. CFD 계산 결과에서 1850 K 조건에서 Flat type의 NOX 배출량은 Curved type과 비교해 약 18% 감소하였으며, 2020 K 조건에서는 19% 증가하였다. 두 버너는 출구 형상 외에 모든 형상 조건이 동일하므로, 상반된 NOX 배출 경향성은 외부재순환영역에서 형성된 고온부 때문으로 사료된다. 이는 thermal NO 반응 메커니즘이 1800 K 이상 고온에서 중요해지기 때문에[5] 외부재순환영역에서 형성된 온도 조건에 따라 thermal NO 생성률이 달라졌기 때문으로 판단되며, thermal NO 생성률을 나타낸 Fig. 12을 통해 확인할 수 있다. 1850 K 경우에는 Flat type보다 Curved type의 중심부 온도가 약간 높게 나타남에 따라, 가장 높은 thermal NO 생성률을 나타났다. 또한 Flat type의 외부재순환영역에 형성된 온도는 1800 K 보다 낮게 나타났으며, 이는 중심부에서만 연소하는 Curved type보다 오히려 연소 영역에 넓어졌기 때문이다. 다만, 두 버너의 NOX 생성량이 3 ppm 미만으로 그 차이는 미미하다고 할 수 있다.

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Fig. 11

The CFD and experimental results of NOX emissions.

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Fig. 12

The thermal NO molar reaction rate for the AFT of (a) 1850 K, (b) 2020 K.

2020 K 조건에서는 Flat type의 외부재순환영역과 두 버너의 중심부 온도가 유사하게 나타났으나 Flat type의 외부재순환영역에서 thermal NO 생성률이 가장 높게 나타났다. 이는 재순환영역에서는 고온의 연소가스 체류시간이 길어지는데[6]Fig. 13에서 보는 바와 같이 외부재순환영역에서의 O 원자 분율이 내부재순환영역보다 높기 때문에 외부재순황영역에서 thermal NOX 메커니즘 반응이 촉진된 것으로 사료된다.

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Fig. 13

The contours of O atom mass fraction at 2020 K.

일반적으로 NO 생성 메커니즘은 thermal NO, prompt NO, N2O 중간생성물 등으로 알려져 있다. 이 중 prompt NO 메커니즘은 고온에서 상대적인 기여도가 낮음으로 본 논문에서는 무시하였다. Fig. 14은 전체 NOX 배출량에 대한 N2O와 NO의 기여도를 나타낸 그림이다. 전체 NOX 배출량 중에 N2O는 최대 5.2% 차지하였으며, 두온도 조건 모두 thermal NO 메커니즘이 중요한 고온 조건이기 때문에 NO 비중이 지배적으로 나타났다. 또한, N2O는 희박 연소일수록 그 중요성이 높아지는 것으로 알려져 있는데[5], 2020 K 조건과 비교하여 1850 K 조건에서 N2O의 비중이 더 높아지는 것을 확인하였다. 따라서 NOX 배출량 저감 관점에서 thermal NO 생성을 억제하는 것이 중요하다고 할 수 있다.

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Fig. 14

The comparison of NO and N2O mass fraction at the flame tube exit.

4.3 압력손실 분석

Fig. 15는 CFD 해석 결과, 노즐 출구 전후의 전압력 손실을 나타낸 그래프이다. 갑작스런 유로 면적 확대는 출구 벽면에서 분사되는 유동의 일부가 박리되어 역류하면서 압력 손실을 발생시키는 것으로 알려져 있다[13, 14]. 본 연구의 해석 결과에서도 위와 같은 현상이 동일하게 관찰되었으며, 유로 면적이 갑작스럽게 확대된 Flat type의 전압력 손실은 Curved type과 비교하여 약 11% 증가하였다.

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Fig. 15

The CFD results of total pressure for two different burners.

5. 결 론

본 연구에서는 출구 형상이 다른 두 스월-예혼합 버너의 내부 유동 및 연소 특성 변화를 분석하였다. CFD 해석을 통해 재순환 유동 및 연소 특성, NOX 배출 특성 등을 분석하였고, NOX 배출 특성은 연소 실험 결과와 비교하였으며 다음과 같은 결과를 얻었다.

1) Curved type의 외부재순환영역은 노즐 출구 직후에서 매우 작게 형성되었으며 Flat type은 훨씬 넓게 형성되었다.

2) Flat type의 외부재순환영역에 형성되는 고온부의 온도에 따라 NOX 배출 특성이 달라졌다. 1850 K 조건에서 Flat type의 NOX 배출량은 Curved type에 비해 약 18% 감소하였다. 이는 Flat type에서 형성된 외부재순환영역의 온도가 thermal NO 생성이 중요해지는 1800 K 보다 낮게 나타나고, 중심부에서만 연소하는 Curved type 보다 오히려 연소 영역이 넓어졌기 때문이다. 다만, 두 버너의 NOX 생성량이 3 ppm 미만으로 그 차이가 미미하다.

3) 2020K 조건에서는 두 버너의 중심부 온도와 Flat type의 외부재순환영역 온도가 모두 유사하였으나 Flat type의 NOX 생성량이 Curved type에 비해 약 19% 증가하였다. Flat type의 외부재순환영역에서 thermal NO 생성률이 최대가 되었는데 이는 고온으로 형성된 외부재순환영역에서 체류시간이 길어지고 O 원자의 질량 분율도 높게 나타남에 따라 thermal NO 메커니즘 반응이 촉진된 것으로 판단된다.

4) 전체 NOX 배출량 중에서 thermal NO의 비중이 지배적이며, N2O의 비중은 5% 이내이며 화염온도가 낮을 때 상대적으로 증가하였다.

5) Flat type과 같이 유로 면적이 갑자기 확대되는 경우에는 압력 손실이 증가하며, Curved type의 압력 손실률과 비교하여 약 11% 증가하였다.

본 연구 결과는 가스터빈 뿐만 아니라 산업용 연소기 설계 시 버너 출구의 덤프면 형상 설계에 적용하여 NOx 배출량 저감에 기여할 수 있을 것으로 기대된다.

기호설명

Sn : Swirl number

Dhub : Diameter of swirler vane hub

Dsw : Diameter of swirler vane tip

θ : Angle of swirler vane tip

Acknowledgements

본 연구는 과학기술정보통신부 및 에너지기술 평가원(청정화력발전)의 지원으로 수행되었으며 이에 감사드립니다.

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