기 호 설 명

PSR : Perfectly stirred reactor

PFR : Plug flow reactor

ϕ : Equivalence ratio(-)

TIT: Turbine inlet temperature(℃)

1. 서 론

지구온난화로 인한 기후변화 영향을 줄이기 위해 탄소중립을 위한 무탄소 연료의 사용은 전세계적으로 중요한 연구 주제로 떠오르고 있다. 우리나라에서도 2050년 탄소중립(Net-Zero)을 목표로 하는 에너지정책에 따라 국가 전력 수급 계획에서 무탄소 연료인 수소와 암모니아를 별도로 규정하고 이들의 발전 비중을 설정하고 있다. 2025년 2월 확정된 “제11차 전력수급기본계획”에 따르면 무탄소 연료인 청정 수소와 암모니아의 발전 비중은 2030년 2.4%(15.5 TWh), 2038년 6.2%(43.9 TWh)로 전망되고 있다[1].

무탄소 연료로 주목받고 있는 수소는 다양한 연소 분야에서 활발한 연구가 진행되고 있으며 특히, 가스터빈을 활용한 가스 복합화력의 CO₂ 배출량을 줄이는 노력이 진행되고 있으며, 궁극적으로는 탄소 발생이 없는 수소 전소 발전을 준비하고 있다. 전세계적으로 많은 가스터빈을 제작 공급하고 있는 OEM 기업인 GE, SIEMENS, MITSUBISHI, ANSALDO 등은 기존 천연가스 가스터빈 모델을 발전시켜 수소 터빈 개발에 나서고 있으며, 실증프로젝트 적용에 대한 성과를 발표하고 있다[2]. 국내에서는 두산에너빌리티가 천연가스 가스터빈 모델 개발에 이어 수소 혼소 및 전소 모델 개발을 진행하고 있다[3,4,5].

또 하나의 무탄소 연료원으로 주목받고 있는 암모니아는 주로 비료 등으로 사용되며 국내에 수입 유통됐다. 그러나 최근에는 암모니아가 수소 이송(carrier) 역할로 각광받고 있다. 암모니아는 액화가 쉬워 수소를 액체 암모니아로 합성함으로써 저비용 대용량 이송이 가능하며, 이를 활용해 암모니아 분해(cracking) 공정을 통해 수소로 변환하는 방법이 제안되었다. 하지만 최근에는 암모니아 분해 추가 공정으로 인한 비용 발생을 줄이기 위해 직접 연료로서의 연구가 활발히 진행되고 있다[6,7,8].

암모니아 연료 사용은 석탄발전소에서 혼소를 통해 먼저 적용되고 있다. 암모니아 연소시 연료 성분인 질소로 인해 다량의 fuel NO_x 발생이 예상되는데, 석탄 연소의 경우 상대적으로 낮은 농도이지만 fuel NO_x 저감을 위한 다단 연소(버너+OFA 사용) 및 후처리 촉매 장치(SCR)를 이용하고 있어 암모니아 직접 적용이 가능하다. 가스터빈의 경우 저 NO_x 연소를 위한 희박 예혼합 연소(lean premixed combustion)를 적용하면 암모니아 연소시 수천 ppm 이상의 NO_x 발생이 예측되어 저 NO_x를 위한 다단연소(staged combustion) 방법을 적용한 연소기 개발을 진행중에 있다[9].

본 연구에서는, 환경친화적인 무탄소 가스터빈 개발을 위한 수치 해석적 연구로, 암모니아 100% 사용을 기준으로 연소 특성을 천연가스 주성분인 메탄(CH₄) 연료와 비교 분석하였다. 또한, 암모니아(NH₃)와 메탄의 혼소가 가스터빈 운전에 미치는 영향을 비교하였으며, 특히 fuel NO_x 발생 억제를 위한 다단연소 암모니아 가스터빈 개발을 위한 기초자료로 활용하고자 한다.

2. 사용 연료 특성 및 수치해석 기법

2.1 사용 연료 특성

본 연구를 위해 사용된 연료는 암모니아(NH₃)와 메탄(CH₄) 2가지로 각각의 연료 특성을 Table 1에 나타내었다.

암모니아는 수소 대비 상대적으로 높은 온도(–33.4°C)로 액화가 가능하여 수소 연료의 공급을 쉽게 하는 에너지 이송 매체로서 비용이 저렴하다는 특징을 통해 체계적인 연구가 일본을 중심으로 진행되게 되었다. 암모니아는 메탄에 비해 상대적으로 화염의 전파속도 및 화염온도가 낮고 단위 중량 및 부피에 따른 발열량도 적어 연소하기가 어려운 연료로 분류되며 특히 자체 점화가 어려워 보조 연료에 의한 점화나 플라즈마 반응을 통한 이온 활성화를 통해 점화를 진행하는 방법이 연구됐다[10]. 또한 암모니아는 연소시 연료 자체에 N 성분을 포함하고 있어 fuel NO_x 발생이 높고 이를 제어하지 못하면 수천 ppm 이상의 고농도 유해가스 발생 및 미연 NH₃ slip 발생이 가능하여 완전 연소 및 NO_x 발생 저감을 위한 연구가 동시에 진행되어야 한다.

암모니아 연소시 fuel NO_x 저감을 위하여 다단연소 방법을 주로 사용되는데 연소 영역을 2단계로 나누어 1차 연소 영역(primary zone)에서 fuel rich 한 조건을 형성하여 연료 중의 N이 산소 부족 조건에서 NO_x보다는 N₂로 전환되도록 유도하며 미연 연료는 2차 연소 영역(secondary zone)에서 모두 연소 되도록 하는 방법이다.

2.2 수치해석 기법

본 연구에 사용된 계산 프로그램은 상세화학반응을 통한 다양한 연료의 연소 특성을 해석할 수 있는 ANSYS CHEMKIN-Pro Package[11]를 사용하였다. 사용된 화학반응식은 가스 연소에 많이 사용되는 GRI 3.0[12] 메커니즘(mechanism)과 GRI 3.0 기반으로 NO_x 메커니즘을 수정하여 암모니아 연소에 대한 검증이 된 Okafor[13] 상세 반응 메커니즘을 사용하였다. 암모니아 메커니즘 관련 다양한 종류의 비교가 진행되고 있는데[14] 본 연구에서는 NO_x 발생 개별 반응경로(reaction path)에 집중하지 않고 총괄 NO_x 발생을 통한 다단연소의 특성 확인에 집중하였다. CHEMKIN-Pro Package 중 PSR(perfectly stirred reactor)을 이용한 premix 화염의 연소특성과 PSR과 PFR(plug- flow reactor) 모델을 적용한 반응기 네트워크 모델(reactor network model)을 구성하여 연소 영역의 구성에 따른 온도, 배기가스 특성을 비교하였다. 계산 조건은 가스터빈 특징인 고온/고압 조건을 모사하기 위하여 공기온도 700 K, 압력 10 bar 조건을 기준으로 계산을 수행하였고 연료온도는 350 K 로 유지하였다. 기준 당량비(ϕ, equivalence ratio)외에 연료과농(fuel rich) 조건의 당량비를 변화시켜 가면서 각각의 영향들을 확인하여 보았으며, 운전 압력에 따른 특성을 확인하기 위하여 상압부터 20 bar까지 계산하여 특성 비교를 수행하였다.

3. 계산 결과

암모니아(NH₃) 전소를 기반으로 연구를 진행하였으며, 천연가스(NG) 와의 상대 비교를 위하여 NG의 주 성분인 메탄(CH₄)을 추가 대상 연료로 동일 계산을 수행하여 비교하였다. 또한, 암모니아와 메탄의 혼소율에 따른 연소 특성도 확인하였다.

3.1 상세반응 메커니즘에 따른 영향

암모니아 연소 특성을 확인하기 위하여 GRI 3.0 메커니즘과 Okafor 메커니즘을 비교하였다. Okafor 메커니즘은 GRI 3.0 메커니즘의 탄소 화학반응식(carbon chemistry)를 기반으로 암모니아 산화(oxidation), NO_x 생성(production), 저감(reduction) 관련 화학반응식은 Tian[15] 등에 의한 메커니즘을 사용한 것으로 알려져 있다.

각 메커니즘 비교를 위한 기초 계산은 PSR 계산을 수행하였으며, 체류시간(residence time) 15 ms 기준으로 결과값을 비교하였다.

Fig. 1은 암모니아(NH₃)와 메탄(CH₄)의 당량비 및 혼소율에 따른 화염온도 특성을 공기온도 700 K, 압력 10 bar 조건에서 계산한 결과를 비교하였다. 두 메커니즘이 동일 탄소 화학반응식을 사용하고 있어 개별 연료 및 혼소 조건에서의 온도 특성은 큰 차이가 없는 동일한 경향을 보여 주고 있어 화염의 온도에 지배적인 thermal NO_x 발생은 동일할 것으로 유추할 수 있다.

Fig. 1.

Temperature trends with two different chemical mechanisms with equivalence ratio in co-firing conditions in PSR calculation (residence time 15 ms).

Fig. 2는 동일 조건에서 NO_x 발생을 나타낸 것으로 메탄 연료의 NO_x 발생은 두 메커니즘이 비슷한 발생 값을 보이나 암모니아 혼소율이 증가함에 따라 NO_x 발생이 증가에 대해서는 두 메커니즘이 큰 차이를 보이는 것을 알 수 있다.

GRI 3.0 메커니즘의 경우 전반적으로 Okafor 메커니즘에 비해 암모니아 비율에 따른 NO_x 발생량이 상대적으로 높게 나타나는 특징을 가지고 있다. 또한 암모니아 혼소율 증가에 따라 GRI 3.0 메커니즘의 경우 순차적으로 NO_x 발생이 증가하여 최종 암모니아(NH₃) 화염의 NO_x 발생이 당량비에 상관없이 제일 높은 것으로 나타나고 있다. 반면, Okafor 메커니즘의 경우 초기 암모니아 혼소율에 따라 NO_x 발생이 높아지나 일정 혼소율 이후부터는 발생율이 낮아지며 최종 암모니아 연소시 NO_x 값은 오히려 줄어드는 것을 알 수 있다. 기존 암모니아 혼소관련 시험 결과를 살펴보더라도 암모니아 양에 따른 전환율의 차이 등으로 혼소율 증가시 NO_x 값이 증가하다가 다시 감소하는 경향을 보여주는 것을 알 수 있다[16]. Okafor 메커니즘이 NO_x 예측에 대해서는 GRI 3.0 메커니즘보다는 fuel N이 높을 경우의 NO_x 감소 반응에 대한 특성을 추가로 예측하여 실험적 결과와 비교한 실제 NO_x 예측에는 더 정합성이 높은 것으로 보인다. 따라서 이후 진행된 다단연소 계산에서는 Okafor 메커니즘을 이용하여 모든 계산을 수행하였다.

Fig. 2.

NO_x emission trends with two different chemical mechanisms with equivalence ratio in co-firing conditions in PSR calculation (residence time 15 ms).

Fig. 3에서 각 메커니즘에서 암모니아 slip 및 CO 발생에 대해 암모니아 혼소율에 따라 확인하여 보면 큰 차이는 없으며, 당량비(ϕ) 1.0 이상의 fuel rich 화염의 경우 잔류 암모니아 및 CO 발생이 나타남을 알 수 있다. 상기 Fig. 2에서 당량비 1.0 이상의 조건에서 NO_x 발생이 줄어드는 현상은 보이나 이는 Fig. 3과 같이 암모니아 slip 발생으로 나타나므로 전체 NO_x 발생량이 줄었다고 보기는 어렵다.

Fig. 3.

NH₃ slip and CO emission trends with two different chemical mechanisms with equivalence ratio in co-firing conditions in PSR calculation (residence time 15 ms).

3.2 다단연소 연소실 크기에 따른 영향

상기 Fig. 2를 통해 당량비 1.0 이상의 연료과농(fuel rich) 조건에서 NO_x 발생이 억제됨을 알 수 있으므로 fuel NO_x 저감을 위해서는 연소영역을 fuel rich 한 조건으로 운전하는 것이 일반적이다. 이때 과다 잔류 암모니아 발생이 나타나는 것을 Fig. 3을 통해 알 수 있으므로 추가 연소를 통한 암모니아 slip 발생 억제가 중요하다. 이러한 연소 조건을 만족하는 방법이 다단연소 방법으로 1단에 연료와 산화제를 동시 공급한 fuel rich 연소 조건을 유지하여 NO_x 생성을 억제하며, 2단에서는 추가 공기 공급을 통한 후 연소로 잔류 암모니아를 제거할 수 있다.

Fig. 4는 PSR-PFR 조합의 2단 반응기 네트워크 모델 연소 시스템의 개략도이며, 1차 영역(primary zone)에는 연료와 산화제가 동시에 공급되며, 2차 영역(secondary zone)에는 산화제만 공급된다. 1단 PSR 영역은 연료와 산화제가 각각 공급되어 mixing 및 점화가 일어나며, 2단 PSR은 1차 배기가스와 산화제의 후연소가 발생한다. PFR은 연소실 크기를 설정하여 화염이 발달하는 특성을 모사하게 된다. 연소실 크기는 임의로 1차와 2차 연소 영역의 비교를 확인하기 위하여 동일 단면적(d=30 cm)의 총 4종류의 연소실 크기(부피)를 구성하였으며 그 구성은 Table 2에 나타내었다.

Fig. 4.

Schematic diagram of CHEMKIN-PRO reactor network model of staged combustion systems.

Fig. 5는 암모니아와 메탄의 연소실 길이에 따른 온도 분포를 나타낸 것으로, 연료 전환 시 터빈 입구 온도(TIT, turbine inlet temperature)를 동일하게 유지하는 조건을 기반으로 2단 연소 후 최종 화염온도를 동일하게 하는 당량비를 선정하였다. 암모니아의 경우 당량비 ϕ=1.2, 메탄의 경우 당량비 ϕ=1.1을 선정하였으며, 이에 따라 1단 영역에서 메탄의 단열화염 온도가 상대적으로 높은 특성을 보인다. 연소실 크기에 따른 화염온도 차이는 보이지 않고 있으며, 1단 연소 후 2단 추가 공기 공급에 따라 온도가 급강하하고 후 연소 영역에서 다소의 열발생율(heat release rate)은 보이나 추가 온도 상승을 동반하지는 않았다. 암모니아 연소시 fuel NO_x 저감을 위한 연료과농 연소를 수행할 경우 1차 영역의 온도가 높아 연소실 벽면 과열이 문제 될 수 있어 연소실 보호를 위한 TBC(thermal barrier coating) 두께를 높이거나 냉각에 대한 추가 보완을 하는 방법으로 소재 내구성을 보완한 필요가 있다.

Fig. 5.

Temperature trends with 4 cases of combustor length in ammonia and methane staged combustion.

Fig. 6은 암모니아와 메탄 화염의 NO_x 발생 특성을 나타낸 것으로 각 연료에 따른 NO_x 발생 특성이 차이가 나는 것을 알 수 있다. 암모니아의 경우 1차 영역에서 연소 초기 연료중의 N 성분의 분해에 따라 NO_x 발생이 급격히 증가하였다가 감소한 후 재생성/저감의 특성을 보이고 2차 영역에서는 추가 생성/저감 없이 지속되는 것을 볼 수 있다. 1단 연소실에서 NO_x 생성은 동일한 위치(시간)에서 발생하며 이후 저감되는 특성은 1차 연소영역의 거리가 긴(case #3, #4) 연소기에서 저감(reduction) 특성을 잘 보여주고 있음을 알 수 있다. 즉, 암모니아 연소에서 NO_x 저감을 위해서는 1차 영역의 체류시간(residence time)을 늘리기 위해 연소실 길이를 길게 하는 것이 좋은 효과를 나타내는 것으로 생각된다. 반면, 2차 연소영역의 길이(체류시간)에 대한 영향은 크지 않고 1차 연소영역에서 생성된 NO_x 값이 지속적으로 유지되는 것을 알 수 있다.

Fig. 6.

NO_x emission trends with 4 cases of combustor length in ammonia and methane staged combustion.

메탄 화염의 경우 2차 연소영역에서의 NO_x 생성 및 저감에 대한 현상은 보이지 않고 1차 영역의 거리(체류시간)에 따라 지속적으로 증가하는 것을 볼 수 있어 1차 연소영역이 NO_x 발생의 주요 인자임을 알 수 있다. 1차 연소영역에서 NO_x 발생은 전형적인 thermal NO_x 발생 메커니즘으로 고온 영역에서의 체류시간 증가에 따라 NO_x 발생이 상승하여 1차 연소영역이 긴 연소실에서 높은 NO_x 생성이 나타남을 알 수 있다. 따라서 메탄(CH₄) 연소의 경우 1차 연소영역의 길이가 짧을수록 NO_x 발생을 줄일 수 있는데 이는 암모니아 연소와는 반대 특성이므로 두 연료 사용에 대한 최적 연소기 크기 결정이 필요할 것으로 보인다.

전반적으로 연소실 길이(체류시간)에 따른 NO_x 발생 특성을 정리해 보면, 2차 연소영역의 길이는 NO_x 발생에 영향을 주지는 않으며, 1차 연소영역의 길이(체류시간)가 중요하며, 암모니아의 경우 1차 연소영역이 길수록 NO_x 저감 기구(reduction mechanism)이 활성화 되어 낮은 NO_x 발생을 보여준다. 그러나, 메탄 화염의 경우 thermal NO_x 발생 특성으로 연소실 길이가 길어 고온영역에서의 체류시간이 긴 연소기 조건(case #3, #4)에서 NO_x 발생이 높아짐을 알 수 있다.

암모니아 연소의 경우 잔류 암모니아 slip에 대한 우려가 많은데 1단 연료 과농 조건에서 연소 후 2단 후연소를 거친 출구 암모니아 slip 양을 Fig. 7 좌측과 같이 당량비 1.2 조건에서 확인하여 보았으나 1차 연소실 영역에서 대부분 소멸되어 출구에서의 잔류 암모니아는 관찰되지 않음을 알 수 있다. 메탄 연소의 경우 불안전 연소에 의한 CO 발생을 우려 할 수 있으나 Fig. 7 결과를 살펴보면 1단 연소영역에서 산화제 부족에 의한 과다 미연 성분이 발생하지만 2차 연소영역에서 추가 산화제 공급에 따라 CO 발생이 급격이 감소하여 수 ppm 수준의 CO 발생이 예상됨을 보여 주고 있다. 따라서 다단연소의 경우 1단은 fuel rich 연소가 되지만 연소기 전반의 총합 당량비는 희박 연소이므로 CO 발생은 문제가 되지 않음은 알 수 있다.

Fig. 7.

NH₃ slip and CO emission trends with 4 cases of combustor length in ammonia and methane staged combustion.

3.3 주연소영역 당량비에 따른 특성

Fig. 8은 암모니아 연소 조건으로 동일 연료와 공기량을 갖는 조건에서 1차 영역(주연소영역)의 공기량을 조절하여 당량비 변화에 따른 특성을 확인한 것이다. 1차 연소영역의 경우 당량비에 따라 화염온도의 차이를 보이고 있으나 2차 연소영역의 출구온도는 총합 당량비가 동일하므로 일정한 화염온도를 나타내고 있다.

Fig. 8.

Temperature trends with various equivalence ratio in ammonia staged combustion.

Fig. 9는 각 조건에서 NO_x 발생 특성을 나타낸 것으로 1차 연소영역에서의 NO_x 발생 특성과 2차 연소영역 이후의 최종 NO_x 발생은 다른 특성을 보인다. 1차 연소영역의 당량비에 따른 분포를 살펴보면 당량비가 높을수록 온도 저하에 따른 thermal NO_x 저하 및 상대적인 연료 과농 조건에 따른 NO_x 환원이 활성화되어 높은 당량비일수록 NO_x 발생이 적은 특성을 보인다. 2차 연소영역의 후 연소 조건에서에서는 당량비 1.1~1.2 사이에서 최저 NO_x 발생을 보이고 당량비 1.0의 경우 thermal NO_x 발생 특성으로 보여지며, 당량비 1.3 이상의 높은 조건에서는 미연 암모니아와 산화제와의 재결합에 따른 추가 NO_x 발생 증가 특성을 보여주고 있다. 결과적으로 1차 연소영역의 최적 당량비 조건을 결정하여 운전하여야 최종 NO_x 발생을 억제할 수 있는 특성을 확인할 수 있다.

Fig. 9.

NO_x emission trends with various equivalence ratio in ammonia staged combustion.

Fig. 10은 메탄 연소 조건으로 당량비에 따른 온도 분포는 암모니아의 경우와 유사하여 1차 연소영역의 당량비가 높을수록 낮은 온도분포를 보이는 것을 알 수 있다.

Fig. 10.

Temperature trends with various equivalence ratio in methane staged combustion.

Fig. 11의 NO_x 발생을 살펴보면 1차 연소영역의 NO_x 발생은 암모니아와 같이 당량비가 높을수록 화염온도가 낮아 NO_x 발생이 적고, 1차 연소영역의 길이(체류시간)에 따른 thermal NO_x 상승특성은 당량비 1.0 조건에서 가장 두드러지게 나타나며 당량비 1.2 외에 1.3 이상에서는 큰 영향을 보이지 않고 있다. 또한 2차 연소영역에서의 NO_x 발생은 암모니아와 달리 추가 NO_x 발생이 없이 1차 연소영역에서 생성된 NO_x 값을 지속적으로 유지하는 것을 알 수 있다. 암모니아와 달리 1차 연소영역의 최적 당량비 조건은 나타나지 않고 당량비가 높을수록 화염온도 저하에 따른 NO_x 저감 특성만을 보여 주고 있다.

Fig. 11.

NO_x emission trends with various equivalence ratio in methane staged combustion.

3.4 압력에 따른 특성

동일 출구 온도를 갖는 암모니아 당량비 1.2 조건과 메탄 당량비 1.1 조건에서의 운전 압력에 대한 특성을 20 bar까지 계산하여 살펴보았다. 압력 변화 시 동일 flow factor를 적용하여 압력에 비례하게 연료량/공기량을 조절하여 동일 속도를 유지하는 조건에서 계산을 수행하였다.

Fig. 12는 암모니아 연소시 온도 분포와 NO_x 발생 특성을 보여주는데, 압력 상승에 따른 1, 2차 연소영역 모두 온도 차이는 보이지 않고 있으나 NO_x 발생은 압력에 따른 다소 차이가 있음을 알 수 있다. Fig. 12의 점화 직후 발생한 NO_x가 급격히 감소하고 일정 시간 이후 다시 재 상승하는 것을 볼 수 있는데 1차 연소영역에서 발생한 NO_x 값이 최종 발생 NO_x 값과 같은 순위를 갖는다. 암모니아의 경우 압력이 높은 경우 NO_x 발생이 감소하는 특성으로 알려져 있는데[8] 실제 계산 결과에서도 압력이 높아질수록 최종 NO_x 값은 감소하는 것을 알 수 있다.

Fig. 12.

Temperature and NO_x emission trends with various pressure conditions in ammonia staged combustion.

메탄 연소의 경우도 Fig. 13 좌측 그래프를 살펴보면 압력에 따른 온도 차이는 크게 나타나지 않고 있으나 Fig. 13 우측의 NO_x 발생 그래프를 살펴보면 압력이 높을수록 NO_x 발생이 작아짐을 알 수 있다.

Fig. 13.

Temperature and NO_x emission trends with various pressure conditions in methane staged combustion.

그 주요 발생 특성은 1차 연소영역의 체류시간 증가에 따라 점점 커지고 2차 연소영역에서 희석된 후 그 값을 유지하는 것을 알 수 있다. 메탄 화염의 경우 NO_x 발생 값이 운전압력에 따라 상승하는 것으로 알려져 있는데[17] 본 연구의 메탄 다단연소 조건에서는 압력에 따라 NO_x 발생이 줄어드는 것으로 확인하여 암모니아와 동일 특성을 보인다. 이를 확인하기 위하여 다양한 당량비 조건에서 압력에 따른 NO_x 발생 특성을 PSR 프로그램을 이용하여 계산하여 보았다. Fig. 14를 살펴보면 메탄 화염의 경우 당량비 1.0 이하의 희박 예혼합 연소(lean premixed combustion)의 경우 압력 증가에 따라 NO_x 발생이 증가하는 경향을 보여주는데 당량비 1.0 이상의 과농 예혼합 연소(rich premixed combustion) 조건에서는 거꾸로 압력 상승에 따라 오히려 NO_x 발생이 줄어드는 특성을 보인다.

Fig. 14.

NO_x emission trends with equivalence ratio for various pressure conditions in methane flame (PSR calculation).

Fig. 15 암모니아 화염의 경우 모든 당량비 조건에서 압력 상승에 따라 NO_x 발생이 줄어드는 특성을 보여주고 있는데 메탄 화염의 thermal NO_x 발생과 암모니아 화염의 thermal + fuel NO_x 발생의 특성차로 보인다.

Fig. 15.

NO_x emission trends with equivalence ratio for various pressure conditions in ammonia flame (PSR calculation).

3.5 혼소 특성(Co-firing)

Fig. 16은 메탄을 기본으로 암모니아 비율을 높여 최종 암모니아 연소까지의 조건에 대한 운전 특성을 비교하였다. 모든 혼소 조건에서 2차 연소영역의 최종 온도는 동일하며 1차 연소영역의 당량비는 메탄 1.1에서 암모니아 1.2 사이의 당량비 분포를 가지고 이에 따른 화염온도를 살펴보면 메탄의 온도가 가장 높으며 암모니아 비율이 높아질수록 화염온도는 낮아지는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 16.

Temperature trends in staged combustion with co-firing ratio.

혼소 조건에서의 NO_x 발생 특성은 Fig. 17에 나타내었다. 연소 초기에 메탄은 지속해서 증가하는 특성을 보이고 암모니아 분율이 상대적으로 낮은 경우(20~60%) 암모니아 분해에 따른 추가 peak 발생 없이 NO_x 발생 초기 값이 지속적으로 감소하는 경향을 보인다. 그러나, 80% 이상의 암모니아의 분율이 높은 경우 연소 초기에 급격한 NO_x 발생을 보이고 이후 급격히 감소하는 경향을 보인다. 최종 NO_x 발생량은 혼소율이 높을수록 NO_x 발생량이 줄어드는 것을 확인 할 수 있다.

Fig. 2의 오른쪽 그림에서 보이는 것과 같이 1단 예혼합 연소에서는 암모니아 혼소율에 따라 NO_x가 증가하는 특성을 보이다가 일정 혼소율 이후에는 fuel N의 전환율 차이 등에 따라 다시 감소하는 경향을 보인다. 그러나, 본 연구의 2단 예혼합 연소에서는 암모니아 혼소율에 따라 지속적으로 NO_x 발생이 감소하는 특성을 보인다. 이러한 특성은 2차 연소영역의 온도를 동일하게 유지하였을 때(TIT 동일) 1차 연소영역의 온도가 혼소율에 따라 차이가 나고 특히 메탄 연소의 화염온도가 제일 높아 일정 부분 thermal NO_x의 발생 영향에 따라 최종 NO_x 발생 경향에 영향을 주는 것으로 보인다.

Fig. 17.

NO_x emission trends in staged combustion with co-firing ratio.

4. 결 론

암모니아 연료를 기반으로 메탄 연료와 비교하여 다단 연소 특성을 상세 화학반응 메커니즘(Okafor) 이용한 ANSYS CHEMKIN-Pro 프로그램을 이용한 반응기 네트워크 모델을 활용하여 고온 고압의 가스터빈 운전 조건인 700 K, 10 bar 환경에서 계산하였다. 또한, 2단 연소기 출구에서 동일 터빈입구온도(TIT)를 모사하기 위하여 암모니아, 메탄, 혼소 조건의 당량비를 조절하였으며, 1단 및 2단 연소실 크기의 영향을 비교하였으며, 동일 연소실 크기 조건에서 1차 연소영역의 당량비, 운전 압력, 혼소율 등을 변화시키면서 온도 및 NO_x 발생 특성을 비교하였다.

다단연소에서 암모니아와 메탄의 NO_x 발생 특성은 상반된 영향을 보이고 있는데 암모니아의 경우 연소기가 길 경우(체류시간 증가) 초기 분해된 연료 중의 N으로부터 발생된 NO_x가 연료과농 조건에서 환원 특성을 보여주어 상대적은 체류시간이 긴 연소기에서 NO_x 저감 특성을 보였으며, 메탄의 경우 고온영역의 체류시간이 NO_x 발생에 큰 영향을 주어 짧은 연소실에서 상대적으로 낮은 NO_x 발생 특성을 보였다. 동일 연소기에서 암모니아/메탄/혼소 연료에 따른 NO_x 발생 메커니즘이 다르므로 사용 연료 특성에 따라 최적의 연소기 설계가 필요할 것으로 생각된다.

운전 압력이 높아질수록 암모니아 연료의 NO_x 발생은 감소하는 경향을 보이고 있는데, 메탄 연료의 경우 희박 예혼합연소의 경우 압력에 따라 증가하는 특성을 보이고 과농 예혼합 연소의 경우 감소하는 특성을 보여 2단 연소의 경우 1차 연소영역을 연료과농으로 유지되어야 하므로 압력에 따른 NO_x 발생은 감소하는 경향을 보인다.

암모니아와 메탄 혼소의 경우도 동일 출구 온도를 유지할 경우 혼소율에 따라 1차 연소영역의 당량비 차이에 따른 온도 분포가 달라 이에 따른 운전 조건의 최적 조건을 찾는 것도 중요할 것으로 생각된다.

무탄소 연료인 암모니아 전소에 대한 연구가 점차 많아지고 있으며, 점화안정성을 확보하기 전까지는 메탄 등과의 혼소도 필요할 것으로 보이며, 기본적인 fuel NO_x를 저감하기 위한 다단연소가 필요할 것으로 생각된다. 본 연구에서는 수치해석적으로 다단연소의 연소 특성을 비교 검토하였는데 향후 엔진 기반의 사이클 해석을 통한 연소 조건의 확립 및 실험적으로 암모니아 전소의 연소 안정성 및 NO_x 발생 특성 확인이 필요할 것으로 생각된다.

마지막으로 본 연구는 1D 해석을 통한 연구로 실제 3D 현실에는 연소기 형상에 따른 재순환 영역 존재 등에 따른 체류시간 차이가 있을 수 있으며, 실제 연소시 연료와 산화제의 혼합 차이에 따른 비균일(un-mixedness)이 있을 수 있는데 본 계산에서는 perfectly mixing을 계산하므로 이에 대한 차이는 향후 3D 계산 또는 실험적으로 확인이 필요할 것으로 생각된다.