Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 30 June 2023. 11-21
https://doi.org/10.15231/jksc.2023.28.2.011

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 사용 연료 특성 및 수치해석 기법

  •   2.1 사용 연료 특성

  •   2.2 수치해석 기법

  • 3. 계산 결과

  •   3.1 대상 연료 조합 특성

  •   3.2 동일 온도 조건 특성

  •   3.3 혼소율에 따른 가스터빈 엔진 특성변화

  • 4. 사이클 해석 결과

  • 5. 배기가스 성능 표준 제안

  • 6. 결 론

1. 서 론

지구온난화에 따라 기후변화에 대한 문제가 전 세계적으로 이슈화되면서 이에 대한 대응책을 찾기 위한 움직임이 활발하게 진행되고 있으며, 2015년 파리기후협정 이후 나라마다 온실가스 배출감축을 위한 장기계획을 수립하여 2050 Net-Zero를 위한 에너지정책을 발표하고 있다. 대한민국도 이에 발맞추어 2050 탄소중립을 위한 정책의 하나로 2021년 국가 온실가스 감축(NDC, Nationally Determined Contribution) 목표를 상향하여 2030년 국내 온실가스 배출량을 35% 이상(2018년 기준) 감축하는 방안을 발표하였다. 이를 위해 유류/석탄발전을 축소하고 신재생에너지 발전을 확대하며 특히, 무탄소 연료인 수소, 암모니아 연료를 활용한 전원 구성 계획안을 제시하였다. 2022년 11월 발표한 10차 전력 수급 계획에 무탄소 전원은 2030년 2.1%, 2036년 7.1%로 설정되어 수소/암모니아를 사용하는 무탄소 발전량의 비중은 점차 증가할 추세이다[1].

무탄소 연료 중 수소는 가스터빈 분야에서 많은 연구가 진행되고 있으며 가스 복합화력의 CO2 배출량을 줄일 수 있도록 혼소발전을 시작으로 최종 수소 전소 발전을 준비하고 있다. 전 세계적으로 수많은 가스터빈을 공급하고 있는 OEM 사인 GE, SIEMENS, MITSUBISHI 등도 자체 천연가스 가스터빈 모델을 발전시켜 수소 터빈 개발을 진행하였으며 이를 활용한 실증프로젝트 진행 상황에 대하여 하나둘씩 실적을 홍보하고 있다. 국내의 경우 2020년 산업부 지원으로 에너지기술평가원을 통해 “대형 수소 혼소 및 소형 분산 발전 전소 가스터빈 연소기 개발”에 대한 과제가 착수되어 수소 터빈의 개발을 시작하였으며 현재 해외 OEM 사와 대등한 기술을 선보이기 위한 연구개발 노력하고 있다[2,3,4].

효율적인 수소 사용을 위하여 수소 연료의 생산, 이송, 저장, 활용 등의 전주기 Value Chain에 관한 관심이 높아지면서 수소 Carrier 역할로 잘 알려진 암모니아의 직접 사용에 대한 화두가 일본을 필두로 제시되어 졌다. 암모니아는 비료 등에 사용되기 위한 유통이 진행됐으나 무탄소 연료원으로 액화가 쉬워 수소 생산 현지에서 암모니아로 합성하여 액화 상태로 활용지역으로 저비용 대용량 이송이 가능하며, 활용 현지에서 암모니아 분해 Cracking 공정 (2NH3 → 3H2 + N2)을 통하여 수소로 활용하는 방법이 제안되고 있으며 장기적으로 Cracking 공정을 통한 비용 발생을 줄이기 위한 암모니아의 직접 연료로서의 연구가 진행되고 있다[5,6].

본 연구에서는, 무탄소 연료 가스터빈 개발을 위한 연구로써 기존의 천연가스 주성분인 메탄(CH4) 연료를 기반으로 수소(H2) 및 암모니아(NH3)를 혼소하는 방법, 암모니아 Full Cracking을 통한 희석 수소(H2 75% + N2 25%), Partial Cracking을 통한 암모니아 + 희석수소 연료의 혼소에 따른 가스터빈 적용에 대한 영향을 비교하여 무탄소 가스터빈 개발을 위한 기초자료로 활용하려고 한다.

2. 사용 연료 특성 및 수치해석 기법

2.1 사용 연료 특성

본 연구를 위해 사용된 연료는 메탄(CH4), 수소(H2), 암모니아(NH3) 3가지로 각각의 연료 특성을 Table 1에 나타내었다.

Table 1.

Gas characteristics of test fuels [7]

Fuel  CH4 H2 NH3 Unit
Boiling Point @ 1 atm -161 -253 -33.4 °C
LHV 50.0 120 18.6 MJ/kg
8,574 2,573 3,390 kcal/Nm3
Flame speed 0.37 2.91 0.07 m/s
Ignition Temp. 630 520 650 °C
AFT 1,950 2,110 1800 °C

수소는 액화 온도가 –253°C 이므로 극저온 냉각을 통한 액체 상태로 단열 용기에 저장하여 이송하게 되나, 저온 냉각을 위한 추가 에너지 필요에 따른 고비용, 저장 용기의 제한 및 수송 중의 Boil-off를 통한 손실량이 많은 등 상대적으로 이송에 대한 비용이 많이 들어 경제성이 떨어지는 문제가 있다.

암모니아는 상대적으로 높은 온도(–33.4°C)로 액화가 가능하며 기존의 LPG 설비를 활용한 저장 및 이송을 할 수 있어, 수소 연료의 공급을 쉽게 하는 Energy Carrier로서 수소의 장거리 이송에 유리하고 비용이 저렴하다는 특징을 통해 체계적인 연구가 일본을 필두로 진행되게 되었다. 그러나 암모니아를 직접 연소하기에는 화염의 전파속도 및 화염온도가 낮은 특성과 단위 중량 및 부피에 따른 발열량도 적어 자체 연소보다는 혼소 형태로 연소시키는 방법이 좋을 것으로 생각된다. 또한 암모니아는 연소할 때 공기 중의 N2가 고온에서 해리되어 O2와 결합하여 발생하는 thermal NOx뿐만 아니라 연료 자체에 N 성분을 포함하고 있어 fuel NOx 발생이 높고 이를 효율적으로 제어하지 못하면 수천 ppm 이상의 고농도의 배기가스 발생 및 미연 NH3 slip 발생이 가능하여 완전 연소 및 NOx 발생 저감을 위한 연구가 동시에 진행되어야 가스터빈에 적용될 수 있을 것으로 생각된다. 일부 연구에서는 고효율 SCR (Selective Catalytic Reduction)을 활용한 후처리 NOx 저감을 제시하고 있으나 연소 반응 상의 전처리로 최대한 NOx 저감을 얻는 것이 운영 비용 저감 등에 효율적이라고 생각한다.

2.2 수치해석 기법

본 연구에 사용된 계산 프로그램은 상세 화학반응을 통한 다양한 연료의 연소 특성을 해석할 수 있는 ANSYS CHEMKIN-Pro Package[8]를 이용하였으며, 사용 Chemistry는 최근 암모니아 연소 관련 NOx 예측을 위해 많이 사용되는 Okafor Mechanism[7]이 있으나 본 연구에서는 NOx 발생 특성보다는 연소성을 우선 검토하기 위하여 다양한 연료에 대한 검증이 되어진 GRI-3.0 상세 반응 Mechanism[9]을 사용하였다. 가스터빈 화염온도 비교를 통한 TIT 예측을 위하여 단열 화염온도(Adiabatic Flame Temperature)를 계산하기 위해서 Equilibrium 코드를 사용하여 다양한 당량비 조건에서 혼합연료 온도를 비교하였다. 또한, PREMIX 코드를 사용하여 예혼합화염의 특성값인 Laminar Burning Velocity를 계산하였다. 또한 15% O2 조건에서의 NOx 계산값을 체류시간(Residence Time)에 따른 Thermal NOx 증가 영향을 배제하기 위하여 15 ms의 동일 조건에서 각각의 NOx 발생 값을 비교하였다. 계산조건은 가스터빈 특징인 고온 고압 조건을 모사하기 위하여 공기 온도 400°C, 10bar 조건에서 모든 계산을 수행하였으며 당량비(ϕ, Equivalence ratio)를 변화시켜 가면서 각각의 영향들을 확인하여 보았다.

특히 PREMIX 코드에서 계산 수렴 조건인 1-D Gird의 CURV, GRAD 값의 차이에 대한 변화를 확인하여 최대한 수렴되는 값을 얻도록 두 값을 확인하여 결과를 도출하였다.

Fig. 1은 CURV, GRAD 값의 차이에 따른 수렴 Grid 수에 따른 화염온도, 속도 값에 대한 추이를 나타낸 것으로 GRID 수 400 이상부터는 수렴된 값을 얻는 것을 확인하였으나 700 이상 충분한 Grid 수를 갖도록 두 변수를 조절하였다.

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Fig. 1.

Grid dependency of temperature and flame speed for CHEMKIN premixed code.

3. 계산 결과

3.1 대상 연료 조합 특성

대상 연료 중 천연가스(NG) 기본 연료인 CH4을 기반으로 수소, 암모니아, 암모니아 100% Full Cracking (H2 75% + N2 25%), 암모니아 Partial Cracking [X% NH3 + (100-X)% * (H2 75% + N2 25%)]을 대상 연료로 혼소율에 따른 특성을 파악하려 하였다. 이중 Partial Cracking의 경우 Cracking 비율(X%)에 따른 특징 확인을 통하여 적정 Cracking 비율을 확인하였다. 100% Full Cracking 대비 Partial Cracking 100% 전환 시 귀금속 촉매 사용 등에 따라 전환비용이 높아서 일정 부분의 잔류 암모니아를 유지하고 Cracking Process를 통해 적정 Cracking ratio를 확인하기 위하여 각 조건에서의 연소속도, 화염온도를 확인하여 보았다.

Fig. 2는 메탄과 Partial Cracking 연료의 연소 특성을 나타낸 것이고 그림 상에는 40~100% Cracking 조건과 메탄을 비교하였다. 100% Full Cracking의 경우 수소 특성이 나타나서 화염속도가 높게 보이고 있고, 기타 Partial Cracking 조건에서는 암모니아 연소속도가 낮은 특성을 수소의 연소속도가 높은 특성과 결합하여 60% Cracking 연료의 경우 메탄과 비슷한 연소속도를 보여 연소성은 메탄과 같은 성향을 보일 것으로 예상되어 진다. 당량비 1 이상의 과농한 연료 조건에서는 메탄과 차이를 보이는데 이는 수소 연료가 높은 당량비에서도 연소속도 상승특성을 나타내는 것으로 보이나 통상 가스터빈의 운전영역이 희박 예혼합 조건에서는 메탄과 비슷한 특성이라고 볼 수 있다. 화염온도의 경우 80% Cracking 조건이 비슷한 온도 분포를 보이는 것을 볼 수 있는데 화염속도의 편차가 높아 메탄과 비슷한 특성을 갖는 적정 Cracking ratio는 60% 조건을 대표 성분으로 선정하였다.

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Fig. 2.

Fuel combustion characteristics for cracking ratio.

향후 본 논문에서 Full Cracking 은 암모니아가 100% 분해된 25% N2 희석된 H2 연료라고 정의하며, Partial Cracking은 40% NH3가 잔류하는 60% Cracking 혼합가스라고 정의하고 본문의 모든 비율(%)는 부피비(Volume)를 말한다.

Fig. 3은 각각의 연료에 대하여 당량비에 따른 단열 화염온도를 Equilibrium Code를 이용하여 계산하였다.

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Fig. 3.

Adiabatic flame temperature for various fuel operation.

모든 연료에 대하여 당량비가 높을수록 화염온도는 선형적으로 증가하는 특성을 보이고 있고 화염온도는 수소 > Full Cracking > Partial Cracking > 메탄 > 암모니아 순으로 화염온도를 보인다. 가스터빈 연소기의 TIT를 동일 온도를 유지하는 것을 설정할 때 동일 화염온도를 갖는 당량비를 구하여 비교하면 그 특성을 확인할 수 있을 것으로 생각하여 동일 온도를 갖는 당량비를 각 연료비 조건에서 구하였다.

Table 2는 메탄을 기반으로 수소, 암모니아, Full Cracking, Partial Cracking의 혼소율에 따른 동일 화염온도를 갖는 당량비를 구한 값을 표시하였다. 1,800 K 동일 화염온도(H-class TIT 모사)를 기준으로 각 조건의 당량비는 보간법을 통해 예측하였다.

Table 2.

Adiabatic flame temperature comparison with equivalence ratio

Hydrogen (H2) Blending Ammonia (NH3) Blending
𝛷 CH4 20% 40% 60% 80% H2 20% 40% 60% 80% NH3
0.55 1867 1878 1894 1918 1959 2044 1861 1853 1843 1828 1804
0.54 1849 1860 1876 1900 1941 2025 1843 1836 1826 18121789
0.53 1831 1842 1858 1882 1922 2007 1826 1819 18091795 1774
0.52 1813 1824 1840 1863 1904 1987 180818011792 1779 1759
0.51 17951806 1822 1845 1885 1968 17901784 1775 1763 1743
0.50 1777 17881803 1826 1866 1949 1772 1766 1758 1746 1728
0.49 1759 1770 17851808 1847 1929 1754 1749 1741 1730 1712
0.48 1740 1751 1766 1789 1828 1909 1736 1731 1723 1713 1696
0.47 1722 1732 1747 1770 1808 1889 1718 1713 1706 1696 1680
0.46 1703 1713 1728 1750 1789 1869 1699 1695 1688 1678 1664
0.43 1646 1656 1670 1692 1729 1807 1643 1639 1634 1626 1614
0.42 1627 1637 1651 1672 1709 1786 1624 1621 1615 1608 1597
𝛷 @ 1800K 0.513 0.507 0.499 0.486 0.466 0.427 0.516 0.519 0.525 0.533 0.547
NH3 Cracking Blending NH3 Partial (60%) Cracking Blending
𝛷 CH4 20% 40% 60% 80% H2/N2 20% 40% 60% 80% H2/N2/NH3
0.52 1813 1819 1827 1839 1862 1920 18141816 1818 1822 1828
0.51 179518011809 1821 1844 1902 17961798180018041812
0.50 1777 178317901803 1826 1885 1778 1780 178317871796
0.49 1759 1764 1772 17851808 1867 1760 1762 1765 1770 1779
0.48 1740 1746 1754 1766 1790 1849 1742 1744 1747 1752 1762
0.46 1703 1709 1717 1729 1753 1812 1705 1707 1711 1716 1728
0.45 1684 1690 1698 1710 1734 1794 1686 1689 1692 1698 1710
𝛷 @ 1800K 0.513 0.510 0.506 0.499 0.486 0.454 0.512 0.511 0.510 0.508 0.503

3.2 동일 온도 조건 특성

Fig. 4는 동일 화염온도를 갖는 혼소율에 따른 당량비 조건을 각 연료 조건에서 나타낸 것이다.

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Fig. 4.

Equivalence ratio trends of same adiabatic temperature for various fuels’ blending ratio.

Partial Cracking의 경우 메탄과 비슷한 연소 특성을 보이므로 혼소율에 따라서도 그 차이는 크지 않고 선형적으로 보이며 수소의 경우 동일 당량비에서 화염온도가 메탄에 비해 높아서 혼소율에 따라 당량비는 낮아지는 경향을 유지하며 Full Cracking 연료의 경우 N2 희석된 수소 연료이므로 당량비가 낮아지는 경향은 같나 그 기울기는 더 완만함을 알 수 있다. 암모니아 혼소의 경우 반대로 혼소율 증가에 따라 당량비를 높여야 동일 화염온도를 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

각각의 당량비 조건에서 Table 3의 연료조성을 이용한 Premix 계산을 통해 메탄을 기반으로 각 연료의 혼소율에 따른 특성을 파악하였다.

Table 3.

Gas composition of carbon free test fuels for blending ratio (volume %)

Case CH4 H2 N2 NH3 Case CH4 H2 N2 NH3
H2
Blend
100 - - - NH3
Cracking
100 - - -
80 20 - - 80 15 5 -
60 40 - - 60 30 10 -
40 60 - - 40 45 15 -
20 80 - - 20 60 20 -
0 100 - - 0 75 25 -
NH3
Blend
100 - - - NH3
Partial
(60%)
Cracking
100 - - -
80 - - 20 80 9 3 8
60 - - 40 60 18 6 16
40 - - 60 40 27 9 24
20 - - 80 20 36 12 32
0 - - 100 - 45 15 40

앞서 Equilibrium code를 통한 열역학적 반응을 통한 동일 Adiabatic Temperature를 갖는 당량비 조건을 이용하여 유동이 있는 1-D Premixed Code를 통한 화염온도를 확인하여 보았는데 Fig. 5에서 보는 것과 같이 수소 및 Partial Cracking 조건에서는 온도편차가 크지 않았으나 암모니아 및 Full Cracking 조건에서는 화염온도가 조금 낮아지는 것을 볼 수 있었다. 이론적으로 Premix 계산을 단열 조건에서 진행하며 열역학적인 Adiabatic Flame Temperature를 갖는 것이 타당할 것으로 생각되나 1-D 유동 계산의 경우 Thermodynamic 데이터베이스 및 Transport 데이터베이스의 계수를 사용함에 따른 다소 손실이 보이는 것으로 예상된다. 초기 계산에서 이 편차는 조금 더 나타났으나 Fig. 1에서 보여준 것과 같이 계산 Grid를 늘려 수렴되는 값을 도출하면 그 차는 주는 것을 알 수 있었다.

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Fig. 5.

Flame temperature trends of same adiabatic temperature for various fuels’ blending ratio.

이러한 동일 온도를 갖는 각 혼합연료의 화염 속도 특성을 Fig. 6에서 살펴보면 이 또한 Partial Cracking 연료는 일정한 연소속도를 유지하고 수소와 수소 성분이 주된 Full Cracking 연료는 혼소율에 따라 화염속도가 증가하는 특성, 암모니아는 혼소율에 따라 속도가 느려지는 특성을 보인다.

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Fig. 6.

Flame speed trends of same adiabatic temperature for various fuels’ blending ratio.

Fig. 7은 다양한 혼합연료의 혼소율 변화에 따른 이론적 NOx 발생 특성을 보여주고 있다. NOx 발생 현상은 암모니아 성분의 유무에 따라 그 발생량이 확연한 차이를 보여 암모니아 성분이 없는 수소와 Full Cracking 연료는 Thermal NOx만 발생한다고 볼 수 있는데 혼소율에 따라 다소 NOx 가 상승하는 특성을 보이나 그 발생량은 미비하며, 반면에 암모니아 및 Partial Cracking 연료는 Fuel NOx 발생 메커니즘이 활발하여 NOx 발생량이 수천 ppm 정도로 매우 높게 나타나고 있다. Partial Cracking 연료 혼소의 경우가 직접 암모니아를 혼합하였을 때 더욱 낮게 나타나나 그 차이는 크지 않고 혼소율에 따라 Fuel NOx 발생량이 배수로 증가하지 않는 것을 통해 함유량에 따른 전환율이 존재함을 알 수 있다[10].

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Fig. 7.

NOx emission trends of same adiabatic temperature for various fuels’ blending ratio.

본 계산은 예혼합 연소의 NOx 발생 특성을 보여주는 것이므로 연료의 N 성분이 분해되어 NOx로 변환 발생하여 매우 높은 수치를 나타내고 있으나 실제 연소시 발생 NOx는 이론적인 값보다는 낮을 것으로 예상되나, 실제 다른 연구자들의 예혼합화염의 실험적 연구 결과를 살펴보더라도 NOx 발생이 1,000 ppm 수준으로 매우 높게 나타나는 것을 알 수 있어 fuel NOx를 줄이는 메커니즘(eg. Staging Combustion)을 적용하여야 가스터빈의 연료로서 직접 적용이 가능할 것으로 생각된다[11].

본 연구에서는 연료 중 NH3 유무에 따라 fuel NOx 발생이 확연히 차이가 크게 나는 것을 확인할 수 있었으며 향후 NOx 발생 특성을 고려한 연구의 경우 Okafor 메커니즘 등을 활용한 연구를 진행할 예정이다.

3.3 혼소율에 따른 가스터빈 엔진 특성변화

혼소량에 따른 동일 화염온도를 유지하는 당량비를 Table 2를 통해 구하였으며, 이를 기준으로 각 연료의 혼소율에 따른 당량비 조건을 기준으로 공기량, 연료량, 배 가스양의 연소계산을 통해 구하여 가스터빈의 구성품인 압축기/연소기/터빈에 대한 영향을 각각 계산하여 보았다.

각각의 혼소량에 따른 연료 조성의 발열량을 계산하여 동일 열용량(Heat Input)을 갖는 연료 유량을 계산하였으며, 각 연료 조성에 따른 연소계산을 통해 단위 연료 부피당 필요 공기량/연소 가스량/배기가스양을 얻어 가스터빈의 운전조건을 예측하였다.

Table 4는 메탄/암모니아 혼소 조건의 연료 조성을 이용한 연소계산을 통하여 단위 부피당의 저위발열량을 구하고 동일 화염온도를 갖는 당량 비를 적용한 연료 단위 부피당 필요 공기량, 연료량, 배기가스양을 계산한 값을 나타내고 있다.

Table 4.

Combustion calculation of ammonia blending ratio

NH3 Blending (%) LHV 𝛷 Air Fuel Mixture Fluegas
kcal/Nm3
0% 8,574 0.513 18.56 1.000 19.56 19.56
20% 7,537 0.516 18.38 1.138 19.52 19.57
40% 6,500 0.519 18.14 1.319 19.45 19.59
60% 5,464 0.525 17.80 1.569 19.37 19.61
80% 4,427 0.533 17.32 1.937 19.25 19.64
100% 3,390 0.546 16.54 2.529 19.07 19.70

기본 연소계산을 통한 값을 이용하여, 동일 Heat Input을 내기 위한 연료량을 계산하였으며, 이를 통해 Fig. 4에 나타낸 동일 화염온도를 갖는 당량비를 기준으로 필요 공기량, 배기가스양 등을 각 연료를 기반으로 혼소율에 따라 특성값을 도시하였다.

수소와 암모니아 연료의 경우 단위 부피당 발열량이 적어 메탄과 비교하여 동일 입영량을 얻기 위해서는 연료량 상승이 필요하며, 암모니아의 경우 2.5배의 연료(부피비) 수소의 경우 3.3배 연료 상승이 필요하다. Partial Cracking의 경우 수소 혼소와 비슷한 값을 가지나 Full Cracking 연료의 경우 수소 연료에 25% N2가 혼합되어 연료량 상승률은 4.4배에 달하는 것을 알 수 있다.

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Fig. 8.

Fuel flowrate trends of same TIT for various fuels’ blending ratio.

Fig. 9는 다양한 연료 혼소율의 증가에 따른 필요 공기량(Compressor), 연소실 공급 혼합기량(Combustor), 배기가스 유량(Turbine)에 대한 특성을 나타내었다.

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Fig. 9.

Gas turbine gas flowrate trends of same TIT for various fuels’ blending ratio.

Fig. 9(a)의 각 연료의 혼소율 증가에 따른 필요 공기량을 살펴보면 수소 혼소의 경우 혼소율에 따른 공기량 변화가 거의 나타나지 않아 압축기 운전상에 변화는 없는 것으로 보인다. 암모니아를 이용한 연료는 혼소율에 따라 점차 필요 공기량이 적어지는 것으로 보이는데 이는 압축기 운전 조정을 통해 (e.g. IGV 변동) 공기량 조절이 필요해 보이며 그 저감 순서는 Full Cracking 연료, Partial Cracking 연료, 암모니아 연료 순으로 필요 공기량이 적어지는 경향을 보인다. 필요 공기량이 적어지면 압축일이 낮아 엔진 효율이 증대될 가능성이 있으며 이는 시스템 해석을 통해 확인할 수 있으리라 생각된다.

가스터빈의 경우 희박 예혼합 조건을 위해 다량의 산화제가 공급되는 조건이므로 연료량 대비 사용 공기량이 수배 이상 많아서 실질적으로 연소실에 부하 되는 공기와 연료의 혼합기 상승 비율은 높지 않아 연소기 체적 변경을 요하는 정도는 아니라고 생각된다. Fig. 9(b)에서 암모니아의 경우 발열량이 적어 필요 연료량은 증가하지만 반대로 필요 공기량은 줄어드는 특징을 가지고 있어 혼소율에 따른 연소실로 공급되는 연료+산화제의 총량은 줄어드는 특성을 보인다. 수소 및 Full Cracking, Partial Cracking의 경우 혼소율에 따라 연소실 혼합기의 양이 증가하는 형태이며 최대 12% 정도 상승하는 양을 나타내고 있다. 연소실 유량 증가에 따른 압력 손실이 다소 증가할 것으로 보이나 이러한 영향은 전체 효율에 대한 변화를 통해 확인할 수 있으리라 생각된다.

Fig. 9(c) 터빈에 영향을 주는 배기가스양을 살펴보면 수소의 경우 전소 때 3% 정도 상승하는 특징을 보이고 있으며 암모니아의 경우 상대적으로 낮아 1% 정도의 배기가스 상승을 보여주고 있다. 동일 TIT 조건에서 터빈 유량이 증가하면 효율 상승 요인이 되나 배가스 성분에 대한 영향 등을 고려하여 최종 효율 예측이 가능할 것으로 보인다. 혼소율에 따라 배기가스 성분 중 CO2 가 감소하고 H2O가 증가함에 따라 상대적으로 Cp 값이 큰 H2O 특성에 따라 터빈 효율 상승은 예측되어 진다[12].

지금까지 연소계산을 통해 동일 Heat Input을 갖는 조건의 동일 화염온도(TIT) 조건에 대해 메탄을 기반으로 수소, 암모니아, Full Cracking, Partial Cracking 연료의 혼소율에 따른 터빈 영향에 대해 알아보았다. 추가로 각 조건에 대한 엔진 사이클 해석을 통해 부가적인 특징을 확인하도록 하겠다.

4. 사이클 해석 결과

상기 연소계산을 통하여 해석한 각 연료별 혼소비율 변화에 대한 영향을 사이클 해석을 통하여 비교하였다. 사이클 해석은 EBSILON[13] 프로그램을 사용하였으며, 해석 모델은 아래 Fig. 10과 같이 모델링을 구성하였다. 이때 연료 및 혼소 비율 변화 시 압축기 입구 질량유량과 터빈 입구 온도는 고정하여 검토를 수행하였다.

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Fig. 10.

Gas turbine cycle analysis modeling.

사이클 해석 결과, 터빈 출력은 Fig. 11(a)와 같으며, 혼소 비율이 높아질수록 출력은 증가한다. 수소 혼소 시에는 터빈 입구로 유입되는 연소 가스의 체적유량이 증가하게 되며, 이로 인해 터빈 입구 압력과 엔탈피가 증가되어 터빈 입출구 엔탈피 차가 증가한다. 수소 혼소의 경우 연료 유량 감소로 인하여 연소 가스의 질량 유량은 감소하나, 입출구 엔탈피 차 증가로 인하여 출력이 증가한다.

암모니아 혼소, Full Cranking, Partial Cranking의 혼소 비율 증가 시 동일 TIT를 유지하기 위한 연료 질량 유량이 증가하게 되고 이는 연소 가스의 유량을 증가시키게 된다. 연소 가스의 유량 증가로 인해 터빈 입구의 압력과 엔탈피는 증가하고, 입출구 엔탈피 차도 증가하여 출력이 증가한다.

Simple Cycle의 효율은 Fig. 11(b)와 같으며 해석 조건에서 TIT를 고정하였기 때문에 연료에서 공급받는 열량은 동일하고 터빈 출력이 증가 하기 때문에 혼소 비율 증가 시 효율이 향상된다.

Bottoming Cycle로 공급되는 열량인, 터빈 Exhaust Energy는 Fig. 11(c)와 같다. 수소 혼소 시에는 터빈 입구 엔탈피 증가에 따른 출구 엔탈피 증가로 인해 Exhaust Energy가 증가하게 되고, 암모니아, Full Cranking, Partial Cranking 시에는 연소 가스 질량 유량과 출구 엔탈피가 모두 증가하여 Exhaust Energy가 증가한다.

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Fig. 11.

GT characteristics trends of same TIT for various fuels’ blending ratio.

5. 배기가스 성능 표준 제안

무탄소 연료의 사용에 따른 배기가스 성분이 달라지며 특히 100% 전소의 경우 CO2 성분이 제로(0)가 되며 이에 따라 H2O 성분이 늘어나는 것으로 볼 수 있다[14].

Table 5는 수소 혼소율에 따른 동일 온도 조건에서의 배기가스 성분을 수분(H2O)를 포함한 wet gas 성분과 수분을 제외한 dry gas로 나타내었다.

Table 5.

Combustion calculation of hydrogen blending ratio

H2 𝛷 Wer Gas (%) Dry Gas (%)
% - N2 O2 H2O CO2 N2 O2 CO2
0 0.513 74.96 9.70 10.22 5.11 83.50 10.81 5.69
20 0.507 74.78 9.80 10.68 4.74 83.72 10.97 5.31
40 0.499 74.54 9.93 11.30 4.24 84.03 11.19 4.78
60 0.487 74.17 10.12 12.22 3.49 84.50 11.52 3.98
80 0.467 73.59 10.43 13.70 2.28 85.27 12.09 2.65
100 0.427 72.50 11.05 16.45 0.00 86.78 13.22 0.00

Fig. 12는 wet gas 조건에서 각 배기가스 성분을 혼소율에 따라 표시하였는데 앞서 설명한 것과 같이 CO2는 혼소율에 따라 0 으로 수렴하며, H2O 성분비가 증가하는 것을 볼 수 있으며 O2 성분은 조금 상승하고, N2는 조금 감소하는 경향을 볼 수 있다.

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Fig. 12.

Exhaust wet gas composition trends for hydrogen blending ratio.

가스터빈의 경우 15% O2 조건에서 배기가스값을 보정(correction)해서 표시하게 되는데 아래와 같은 식 (1)을 사용하게 된다.

(1)
CorrectedNOx=(21%-15%)(21%-O2%)*MeasuredNOx

수소 혼소율에 따라 Table 6과 같이 Correction factor 값이 증가되는 것을 볼 수 있고, 특히 보통 day 배기가스를 비교하는 경우 correction 값의 상승률은 높아지는 것을 알 수 있다. 즉, 동일한 NOx 배출값이라도 reference O2 %로 배기가스값을 보정할 경우 상대적으로 높은 NOx 값으로 제시되고, Dry 배기가스 조성으로 보정할 경우 동일한 NOx 배출조건에서 메탄에 비해 수소 전소의 경우가 31% 이상 NOx 발생이 높은 것으로 보일 수 있다.

Table 6.

Emission correction factor change for hydrogen blending ratio

H2 𝛷 Wer Dry Wet Dry
% - (21% - 15%) / (21% - O2%)
0 0.513 0.531 0.589 100% 100%
20 0.507 0.536 0.598 101% 102%
40 0.499 0.542 0.612 102% 104%
60 0.487 0.551 0.633 104% 108%
80 0.467 0.568 0.673 107% 114%
100 0.427 0.603 0.772 114% 131%

Fig. 13은 수소뿐만 아니라 모든 무탄소 연료의 혼소율에 따른 배기가스의 수분(H2O) 증가하는 것을 보여주는데 각 연료 조성에 따른 수분 증가율에 따른 배기가스 자연 증가분에 대한 고려를 통해 전반적인 배기가스 규제 기준(Emission Regulation Standard) 값을 수정할 필요가 있다.

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Fig. 13.

Exhaust gas composition trends for blending ratio.

6. 결 론

메탄 연료를 기반으로 수소, 암모니아, Full Cracking, Partial Cracking 등 무탄소 연료의 혼소/전소 연소 특성을 상세 화학반응 Mechanism(GRI-3.0) 이용한 ANSYS CHEMKIN-Pro 프로그램을 이용하여 고온 고압의 가스터빈 운전조건인 400°C, 10 bar 조건에서 계산하였다.

H-class 기준의 동일 TIT를 모사하기 위하여 각 조건의 단열 화염온도 1,800 K를 갖는 당량비 조건에서 계산을 수행하였으며 모든 값이 수렴될 수 있도록 수치 해석적 기준값을 조정하였다.

4가지 연료 조성의 혼소율에 따른 특징을 살펴보면 100% Full Cracking 연료는 수소 특성을 따라가며, 60% Partial Cracking은 암모니아 영향으로 NOx 발생은 높으나 연소 특성은 CH4와 비슷한 특성을 보인다.

수소 혼소의 경우 혼소율에 따른 필요 공기량의 차이는 없는데, 기타 연료의 경우 혼소율에 따라 필요 공기량이 적어지는 특성을 보이는데 이는 엔진 효율 관련 압축일을 낮추어 전체 효율은 높아지는 특성으로 나타날 것으로 보인다.

혼소율에 따라 모든 연료 조건에서 배기가스양이 증가하는 것을 확인하여 터빈 효율이 상승할 것으로 예측되었다. 이는 사이클 해석을 통한 해석에서도 암모니아 > Partial Cracking > Full Cracking > 수소 순으로 Power Output, 효율이 높아짐을 확인하였다.

무탄소 연료의 혼소율에 따라 배기가스 중의 수분(H2O) 비율이 높아지면서 배기가스 계측시 dry gas 기준으로 제시할 때 전체 배기가스양이 감소하므로 상대적으로 NOx값 발생이 높은 것으로 생각할 수 있다. 무탄소 연료의 사용 시 Emission Index 등의 방법으로 단위 발열량당 발생 NOx(eg. NOx ppm / kg fuel) 등의 기준 개선이 필요할 것으로 보이며, 효율을 표시할 때도 저위발열량(LHV) 대비 고위발열량(HHV) 기준으로 표현할 때 무탄소 연료의 배기가스 중 수분이 많아 잠열 차이가 높은 특성에 따른 상대적 효율 저하를 시스템 효율이 낮은 것으로 오해할 수 있어 이 경우도 새로운 기준 제시가 필요할 것으로 보인다.

무탄소 연료 혼소율에 따라 연소기 개발에 집중되고 있고 시스템 전체에 관해 연구가 아직은 많이 연구되지 않았지만, 실증을 위해서는 엔진 전체에 대한 특성 평가가 필요하며, 특히 터빈의 경우 배기가스 수소/수증기에 따른 재료 및 코팅 특성, 가스 성분 및 유량 차이에 따른 유동 특성, 수분 증가에 따른 열전달 특성 등 다양한 고려가 필요할 것으로 보이며 이를 바탕으로 엔진 수명에 관련된 적절한 운전조건에 대한 고찰이 필요할 것으로 생각된다.

기 호 설 명

LHV : Lower Heating Value (MJ/kg)

TIT : Turbine Inlet Temperature (℃)

NG : Natural Gas

Φ : Equivalence Ratio (-)

AFT : Adiabatic Flame Temp. (℃)

IGV : Inlet Guide Vane

Acknowledgements

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

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