기 호 설 명

𝛼 : Ammonia cracking ratio

tc : Explosion time

Pmax : Maximum explosion pressure

(dp/dt)max: Maximum rate of pressure rise

SL : Laminar burning velocity

Φ : Equivalence ratio

Pe : Adiabatic equilibrium pressure

V : Volume of a combustion chamber

f0 : Laminar burning flux

ρ0 : Density of unburned gas mixture

KG: Explosion index

1. 서 론

최근 경제 발전이 급속도로 진행되는 과정에서 석탄, 석유 등의 화석 연료를 과도하게 사용하여 지구 온난화가 심각해지고 있으며, 지구 온난화는 대기 중 CO₂의 농도 상승으로 인해 발생한다고 알려져 있다[1]. 이러한 심각성을 인지하고 해결하기 위해 2016년에 ‘파리협정’(Paris Climate Agreement)[2]이 발효되었다. 이 협정에 따라 전 세계 190여 개국의 정부는 21세기 후반 탈탄소 사회를 달성하는 것을 목표로 하고 있다[3]. 대한민국 정부 또한 2020년 10월 ‘2050 탄소 중립’을 선언하고 탄소 배출을 줄이기 위한 노력을 하고 있다. 2050 탄소 중립 사회가 되기 위해서는 화석 연료의 사용으로 인해 발생하는 CO₂ 문제를 해결해야만 하고, 이러한 문제를 해결하기 위해 탄소를 배출하지 않으면서 높은 연소효율을 가지는 대체 가능한 연료에 관한 연구가 필요하다[4]. 수소(H₂)는 넓은 가연한계와 빠른 연소속도로 무탄소 연료로서 크게 주목받고 있지만[5,6], 수소는 저장 시 비용이 많이 들고, 화재 및 폭발과 같은 연소로 인한 재해 등이 주요 문제점 중 하나이다[7]. 수소의 저장 및 운송과 관련된 문제를 해결하기 위해 저렴하고 얻기 쉬우며 높은 수소 저장 용량을 가지고 있는 간접 저장 매체인 암모니아(NH₃)가 이 문제를 해결해 줄 해결책으로 관심을 받고 있다[8,9,10]. 그러나 암모니아는 좁은 가연한계 및 낮은 연소속도 등의 문제점을 가지고 있다[11,12,13,14]. 암모니아의 이러한 단점을 극복하기 위해 암모니아를 크래킹(partial cracking)하면 암모니아 일부분이 수소와 질소로 전환되는데(2NH3→3H2+N2), 수소로 인해 가연한계가 넓어지고 연소속도가 증가하는 등 암모니아의 문제점을 개선할 수 있다[15]. 하지만 부분 크래킹된 암모니아는 수소로 인해 잠재적인 폭발 위험성이 높아질 수 있다는 점이 있기에, 안전성을 고려하여 크래킹된 암모니아의 폭발 특성을 파악하는 것은 매우 중요하다.

Li 등은[16] 14 리터의 구형 연소기에서 수소/암모니아/공기의 당량비(equivalence ratio), 암모니아 첨가 및 초기 압력을 변화시켜 폭발 위험성을 측정하였고, 최대폭발압력과 최대압력상승률은 암모니아 혼소율이 증가함에 따라 감소하는 경향이 있음을 보여주었다. Cheng 등은[17] 예혼합된 암모니아/공기, 암모니아/산소의 폭발 특성과 층류 연소특성을 분석하였다. 해당 연구에서 암모니아/공기, 암모니아/산소 혼합물 모두 초기 압력이 증가함에 따라 최대폭발압력이 증가하는 경향을 보였고 초기 압력이 일정할 때 최대폭발압력은 각각 당량비 1.1과 1.0에서 최댓값에 도달한다고 보고하였다. 또한, Cheng 등은[18] 초기 압력(0.02 – 0.3) MPa, 당량비(0.7 – 1.5) 구간에서 수소/암모니아/공기의 폭발 특성을 20 리터의 구형 연소기에서 조사하였다. 암모니아/수소 연료에서 수소의 농도가 증가함에 따라 최대폭발압력과 최대압력상승률이 증가하는 반면 폭발시간은 감소하는 경향이 나타났음을 실험적으로 관측하였다. Liang 등은[19] 당량비, 초기 압력 및 온도를 변경하여 암모니아/공기의 화염 특성 및 폭발과압(overpressure)에 관한 연구를 진행하였다. 해당 연구에 의하면 당량비(0.8 – 1.3) 구간에서 최대 폭발과압과 최대압력상승률은 당량비 1.1에서 최댓값에 도달한다고 보고하였다. 이처럼 암모니아 혼소 연구는 현재 활발히 진행중이나 부분 크래킹된 암모니아에 관한 연구는 아직 부족한 실정이다. 수소-암모니아 발전 산업을 위해서는 연소기 개발에 직접적으로 반영이 가능한 체계적인 실험 DB 구축이 필수적이다.

이에 본 연구에서는 초기 압력(1–5 bar), 당량비(0.6–1.4), 크래킹 비율(10–28%)을 조정하여 부분 크래킹된 암모니아/공기 예혼합화염의 폭발 특성을 연구하고, 폭발 매개변수를 구하여 폭발 위험성을 정량적인 지표로 나타내었다. 본 연구를 통해 부분 크래킹된 암모니아/공기 혼합물의 폭발 특성을 이해하고 평가하는 데 도움이 되고자 한다.

2. 실험 설정

2.1 연료 조성비

본 연구에서 모사된 부분 크래킹된 암모니아 연료는 암모니아(NH₃), 수소(H₂), 그리고 질소(N₂)로 구성된다. 모사연료에 사용된 가스는 실험의 정확성을 위해 모두 순도 99.999%의 고순도 가스를 사용하였다. 암모니아/수소/질소의 크래킹 비율인(ammonia cracking ratio = 𝛼, 이하 𝛼) 𝛼는 아래의 식 (1)과 같이 정의되는데, 여기서 Yi는 연료 중 화학종 i의 질량분율을 의미한다.

식 (1)의 정의에 따라 부분 크래킹된 암모니아의 화학양론적 연소(stoichiometric combustion)에 대한 반응식은 아래의 식 (2)으로 표현된다[20].

Table 1은 본 연구에서 사용된 연료의 조성비를 크래킹 비율에 따라 정리한 것이다. Table 1에서 28%의 크래킹 비율을 선정한 이유는 해당 조건에서의 가연한계가 메탄-공기 화염의 가연한계와 유사하기 때문이다[13]. Shohdy 등은[20] 크래킹 비율에 따른 NOx 배출, 희박 조건에서 화염의 날림(blow-off) 등에 주 안점을 두었으나, 본 연구에서는 부분 크래킹된 암모니아 연료 내에 존재하는 수소로 인한 폭발의 위험성을 고려하여 안전성을 위해 폭발 특성에 초점을 맞추어 진행하였다.

2.2 실험 장치 및 방법

본 연구에 사용된 원통형 정적연소기(cylindrical constant-volume chamber, CCVC)와 슐리렌(schlieren) 장치를 Fig. 1에 나타내었다. 연소기의 내부 직경(D)과 길이(L)는 200 mm와 220 mm이고 (L/D = 1.1) 연소기의 체적(V)은 0.00596 m³이다. 연소기 내부 가시화를 위해 연소기 양 측면에 직경 150 mm, 두께 40 mm의 석영(quartz) 창을 설치하였다(가시 창의 직경은 90 mm). 연소기 내부에는 2개의 텅스텐 전극봉이 설치되어 있고 연소기 상단에는 연소기 내부의 압력을 측정하기 위한 전자 압력계(Lab DMM)가 장착되어 있다. 또한, 압력센서(Kistler 601CAA)로 폭발압력을 측정하였다. 연소기 내부에 혼합기를 유입할 때 정밀성을 높이기 위해 미세조절 밸브(micro metering valve)를 설치하였다. 슐리렌 장치는 100 W의 할로겐 광원(light source)과 슬릿(slit), 2개의 광학 거울(optical mirrors) 그리고 나이프 에지(knife edge)로 구성되어 있다. 예혼합화염의 슐리렌 이미지는 고속카메라(CHRONOS 1.4)를 통해 취득하였다.

Fig. 1.

Schematic diagram of the experimental setup.

실험방법으로는 먼저 진공펌프를 이용하여 연소기 내부를 진공상태로 만든다. Dalton의 분압 법칙에 따라 몰분율(mole fraction)에 상응하는 부분압(partial pressure)을 조절하여 낮은 몰분율을 가지는 가스 순서대로 미세조절 밸브를 통해 공급한다. 가스 공급으로 인해 연소기 내부에 발생한 유동의 안정화를 위해 공급 후 15분의 대기시간을 가진다. 이후 2개의 텅스텐 전극봉에 6.5 mJ의 점화에너지를 공급하여 두 전극봉 사이에서 발생한 스파크(spark)에 의해 점화가 시작된다. 순간적으로 생성된 화염은 연소기 중앙에서 미연가스 방향으로 전파하고 연소기 벽면에 닿아 소화된다. 이때 슐리렌 기법과 고속카메라를 이용해 화염이 전파하는 이미지를 취득하고 동시에 압력센서로 폭발거동을 보이는 압력신호를 측정한다. 측정된 압력신호는 전하 증폭기(charge amplifier, Kistler 5011)를 통해 증폭된 이후 Labview signal express로 분석된다. 실험은 7회 이상 반복 진행하였고, 실험의 최댓값과 최솟값은 오차막대(error bar)로 표기하였다.

2.3 폭발 매개변수

연소기에 점화에너지를 공급하면 화염이 전파하면서 압력이 급속도로 상승하는데 연소기에 장착된 압력센서로 시간에 따른 압력 데이터 즉, 압력이력(pressure history)을 얻을 수 있다. 이러한 압력이력을 통해 중요한 폭발 특성인 최대폭발압력(maximum explosion pressure, P_max)과 폭발시간(explosion time, t_c), 최대압력상승률(maximum rate of pressure rise, (dp/dt)_max) 및 폭발지수(explosion index, K_G)와 같은 매개변수 값들을 구할 수 있다. 점화에너지가 공급된 이후에는 압력이 천천히 증가하다가 연소가 활발히 일어나면서 급격히 증가한 이후 연소기 벽에 의한 열손실(heat loss)로 인해 감소하는 경향을 보인다. 이러한 압력거동의 곡선 그래프들은 모든 부분 크래킹 비율에서 비슷한 경향을 보인다.

Fig. 2는 앞서 설명한 시간에 따른 무차원의 압력(P/P_0, y축의 좌측에 표기)과 압력상승률 ((dp/dt)_max, y축의 우측에 표기)을 대표적으로 나타낸 압력거동 그래프를 보여주고 있다. 최대폭발압력(P_max)은 연소기 내에서 폭발이 일어나는 동안 발생하는 압력의 최댓값으로 정의된다[21]. 그러나 밀폐된 용기 내에서 측정된 P_max는 열전도, 대류 및 복사로 인한 열손실 때문에 단열평형압력(adiabatic equilibrium pressure, P_e)보다 낮을 것으로 예상된다[22]. 폭발시간인 t_c는 연소기에 점화에너지가 공급된 이후부터 최대폭발압력까지 도달하는 데 걸린 시간으로 정의되며[21], 열방출률과 열손실이 같아지는 순간이기도 하다[23]. 이 경우 구형 연소기에서는 폭발시간(t_c)이 연소가 완료되고 화염 전면이 연소실 벽과 충돌하는 순간을 나타내지만, 본 연구에 사용된 연소기와 같은 원통형 연소기의 경우에는 연소가 완료되는 순간으로 압력상승률 그래프가 최솟값을 가지는 지점인 t_d가 이에 해당이 된다. 이는 화염이 연소기 벽면에 도달하여도 원통형 연소기 형상으로 인해 연소기 양단 부분에 잔여 혼합기가 남아있기 때문이다. 최대압력상승률((dp/dt)_max)은 시간에 따른 무차원의 압력(P/P₀) 그래프의 기울기에서 구할 수 있는데 이 기울기가 최댓값을 가지는 지점이 최대압력상승률((dp/dt)_max)로 정의된다.

Fig. 2.

Definition of the explosion parameters of the ammonia cracking simulated fuel for 𝛼 = 28%, 𝛷 = 1.0.

Fig. 3(a)을 시간에 따라 무차원한 크래킹된 암모니아의 압력이력을 (P/P₀)거동으로 도시하였고 Fig. 3(b)에는 크래킹된 암모니아의 (dp/dt) 신호를 나타냈다. 이 경우 측정을 통해 얻은 처리되지 않은 데이터(raw data)는 압력 진동으로 인해 평균값(filtered data) 주위로 크게 흩어져 있음을 볼 수 있다. Fig. 3(a)의 압력-시간 곡선은 압력 진동의 영향을 상대적으로 적게 받지만, Fig. 3(b) 그래프의 (dp/dt) 값은 압력 진동의 영향을 크게 받기 때문에 스무딩 필터(smoothing filter)를 통해 처리하지 않으면 최대압력상승률((dp/dt)_max) 결정이 의미가 없는 것을 확인할 수 있다[7,24]. 따라서 본 연구에서도 스무딩 필터를 통해 압력 진동(섭동)에 따른 편차를 처리하였고, Fig. 3(b)의 검정 실선은 처리되지 않은 데이터, 붉은색 점선은 Savitzky-Golay방법으로 처리된 데이터이다[25].

Fig. 3.

Comparison of smoothing filtered data and raw data using Savitzky-Golay method[25] for 𝛼 = 20%, 𝛷 = 1.0.

3. 결과 및 고찰

3.1 화염 폭발 형상

부분 크래킹된 암모니아 연료에서 폭발거동을 하는 암모니아 화염의 형상차이를 관찰하였다. 대표적으로 28% 크래킹된 암모니아 1 bar 조건에서 당량비(equivalence ratio)가 0.6–1.4인 구간을 관찰하였고, 초기 압력(1 bar–5 bar)과 크래킹 비율에 따라 화염의 형상이 어떤 차이를 보이는지 관찰하였으며 이를 Fig. 4, Fig. 5에 화염의 직접 사진 이미지들로 도시하였다. 화염 이미지들은 전파하는 화염이 연소기 중앙으로부터 40 mm 떨어진 지점에 화염 상부표면이 도달했을 때의 순간 이미지를 나타낸 것이다.

Fig. 4.

Instantaneous Schlieren images of ammonia cracking simulated fuel at NTP condition.

Fig. 5.

Instantaneous Schlieren images of ammonia cracking simulated fuel at various initial pressures.

Fig. 4는 𝛼 = 28% 조건에서 당량비가 0.8보다 낮은 경우, 구형 전파 화염 이미지의 중심이 전극봉 상단에 있는 현상들이 관찰되었다. 층류 연소속도가 15 cm/s 이상일 경우, 부력에 의한 효과가 줄어든다고 보고되었는데[26,27], 해당 조건에서 화염 이미지의 중심이 전극봉 상단 부분에 있는 것을 통해 층류 연소속도가 15 cm/s보다 느리기에 부력에 의한 효과를 받았음을 짐작할 수 있다. 특히, 당량비 0.6에서 화염의 부력효과를 매우 크게 받는 것을 확인할 수 있는데, 이는 28% 크래킹된 암모니아 연료가 당량비 0.6에서 연소속도가 급격하게 감소하기 때문이다.

Fig. 5는 당량비 1.0에서의 화염의 순간 슐리렌 이미지이다. 초기 압력이 1 bar에서 5 bar로 증가함에 따라 화염 면에 크랙(crack)들이 더 많이 관찰되었다. 이를 통해 5 bar에서 발생한 크랙들은 초기 압력 증가에 따른 화염 두께의 감소로 인해 발생한 유체역학적 셀이며, 이러한 현상은 이전 연구 결과와 유사하다[28,29,30]. 마찬가지로 크래킹 비율이 증가함에 따라 수소 함량이 증가하여 화염 두께가 감소하고 유체역학적 불안정성이 향상된다[31].

3.2 폭발압력 및 압력거동 비교

Fig. 6는 대표적으로 NTP(Normal Temperature and Pressure) 조건의 28% 크래킹된 암모니아 연료에서 기준압(P₀)으로 무차원시킨 최대폭발압력(P_max)을 당량비에 따라 나타낸 그래프이다. 무차원시킨 최대폭발압력 그래프를 통해 P_max는 당량비의 영향을 많이 받는다는 것을 확인할 수 있다. 또한, 당량비 0.6에서는 화학양론적 당량비 구간의 Pmax/P0값에 비해 대략 3배 정도 낮은 값을 가지는 것을 볼 수 있는데 이를 통해 당량비 0.6에서 Pmax값이 상당히 낮은 것을 확인할 수 있다. Pmax는 희박 당량비 구간에서부터 최댓값까지 점차 증가한 이후 감소하는 경향을 보였다. Fig. 6을 통해 28% 크래킹된 암모니아의 최대폭발압력은 당량비 1.1에서 최댓값을 가지는 것을 확인할 수 있었다. Cheng 등은[17] 예혼합된 암모니아/공기, 암모니아/산소의 최대폭발압력은 각각 당량비 1.1과 1.0에서 최댓값에 도달한다고 보고하였다. 또한, Cheng 등은[18] 암모니아/수소-공기 혼합물에서 수소 농도가 16.7% 미만의 수소 농도의 경우, 당량비 1.1 근처에서 최대폭발압력이 최댓값에 도달한다고 보고하고 있다. 이전 연구들과 본 연구에서 사용된 연료의 조성비가 일치하지 않지만, 당량비 1.1에서 최댓값을 가지는 경향은 일치됨을 확인할 수 있었다.

Fig. 6.

Maximum explosion pressure of 28% cracking ammonia-air premixed flame at NTP condition.

Fig. 7은 NTP 조건에서 28% 크래킹된 암모니아 연료의 무차원시킨 압력거동을 시간에 따라 나타낸 압력이력 그래프이다. 당량비가 증가할수록 혼합기 내 반응물의 농도가 증가하여 연료 혼합물의 발열량이 증가하고 연소 시 압력이 더욱 빠르게 증가하면서 P_max도 증가한다. 당량비가 화학양론적 조건보다 더욱 증가하면 연료가 과잉 공급되어 압력 증가율이 느려지고 연소가 불완전해진다. Fig. 6을 통해 P_max가 당량비 1.1 근처에서 최댓값을 가지는 것을 확인하였는데 마찬가지로 이러한 경향을 Fig. 7에서도 확인할 수 있다. 당량비가 1.1 근처일 때 최댓값이 가장 높게 측정되었고 점화에너지가 공급된 이후부터 P_max까지 도달하는 시간인 폭발시간(t_c)은 가장 짧았다. 희박 당량비 구간과 과농 당량비 구간 모두 당량비 1.1 부근에 비해 폭발시간이 길어지고 최대압력상승률이 감소하는 것을 확인할 수 있었으며, 이러한 현상은 희박 당량비 구간에서 더욱 뚜렷하게 나타났다. 따라서 당량비에 따른 압력이력의 변화는 희박 조건에서 더욱 선명하게 나타나는 것을 알 수 있다.

Fig. 7.

Pressure history of 28% cracking ammonia-air premixed flame (𝛷 = 0.7, 𝛷 = 1.0, 𝛷 = 1.4).

Fig. 8은 당량비가 1.0일 때, (a) 20%, (b) 28%로 부분 크래킹된 암모니아-공기 예혼합화염의 압력이력을 초기 압력에 따라 나타낸 그래프이다. 초기 압력이 1 bar에서 5 bar로 증가함에 따라 연소속도가 느려지기 때문에 폭발 시간이 지연되는 것을 볼 수 있다. 또한, P_max값은 초기 압력이 1 bar에서 3 bar로 증가 시 2%, 3 bar에서 5 bar로 증가 시 6.2%로 소폭 증가하는 경향을 보였다. 크래킹 비율이 바뀌면 연료조성 비율이 달라져 폭발의 위험성도 달라질 수 있다. 따라서 크래킹 비율에 따라 화염의 압력거동이 어떠한 현상을 보이는지 파악하는 것이 중요하다.

Fig. 8.

Pressure history of (a) 20% (b) 28% cracking ammonia-air premixed flame at 𝛷 = 1.0 with various initial pressures.

Fig. 9에 부분 크래킹된 암모니아 연료의 당량비가 1.0일 때, 10%, 20%, 28% 크래킹 비율에서 초기 압력(P₀)에 따른 압력거동을 나타낸 그래프이다. Fig. 9에서 보이는 바와 같이 전체적으로 그래프 (a), (b), (c)에서 모두 유사한 압력거동 경향을 확인할 수 있다. 이 경우 28%의 크래킹 비율을 가지는 연료 조성비가 최대폭발압력 P_max의 값이 가장 크고 폭발시간(t_c)이 가장 짧은 것을 파악할 수 있다. 반대로 10%의 크래킹 비율의 경우, P_max의 값이 가장 작고 폭발시간(t_c)이 가장 긴 것을 확인할 수 있다. 이는 크래킹 비율에 따라 각 연료 조성비가 다르기 때문이라고 판단된다. 즉, 크래킹 비율이 높아질수록 수소의 영향은 더욱 증가하여 수소의 빠른 연소속도로 인해 점화에너지가 공급된 이후부터 최대폭발압력까지 도달하는 시간이 짧아지기 때문에 나타난 현상으로 이해된다.

Fig. 9.

Comparisons of pressure behavior at (a) 1 bar, (b) 3 bar, (c) 5 bar with ammonia cracking ratios for 𝛷 = 1.0.

3.3 폭발지수 및 폭발시간

폭발사고는 수많은 인적, 물적 피해를 야기하고 심각도의 정도가 다른 사고들에 비해 규모가 큰 편이다. 따라서, 폭발사고의 심각도를 미리 파악하여 안전장치를 설계하거나 폭발의 심각성을 완화시키는 기술에 있어 중요한 인자인 폭발지수(explosion index, K_G)를 파악하는 것은 중요하다[32]. 폭발지수는 Savitzky-Golay 방법을 통해 구한 최대압력상승률((dp/dt)_max)과 연소기 체적(V)의 세제곱 근을 곱한 값에 의해 결정되고 아래의 식 (3)으로 정의된다[32,33,34,35].

일반적으로 폭발지수가 높을수록 폭발 특성이 더욱 강력해지고 폭발의 심각성은 더욱 커진다[33]. 특히, 수소는 가연한계 영역이 더 넓고 최소 점화에너지가 낮으므로 화재나 폭발 가능성이 더 높고 폭발지수의 값이 크기 때문에[33], 암모니아 연료의 크래킹된 비율에 따른 폭발지수를 파악할 필요가 있다.

Fig. 10은 원통형 정적연소기에서 본 연구의 𝛼 = 28%인 조건의 폭발지수와 Gieras 등[36]의 연구 결과를 비교한 그래프이다. 본 연구의 폭발지수와 Gieras 등[36]의 폭발지수는 각각 당량비 1.1과 1.0에서 최댓값을 가지는 것을 볼 수 있다. 폭발지수는 연소기의 체적에 영향을 많이 받는다는 점과 연료의 차이로 인해 본 연구의 실험값과 Gieras 등의 실험값이 차이를 보이는 것으로 이해된다. 희박 당량비 구간에서 당량비가 증가함에 따라 폭발지수의 값이 증가하여 당량비 1.1에서 최댓값에 도달한 이후 당량비 증가에 따라 폭발지수가 점차 감소하는 경향을 보인다. 가압조건의 경우, Tang 등[37]의 연구 결과(수소/질소/공기 혼합물)에 의하면, 1 bar에서 당량비가 1.2일 때 폭발지수가 최댓값을 가지고, 5 bar에서 당량비가 1.1일 때 최댓값을 가지는 것을 볼 수 있다. 이처럼 가압조건에서 최댓값을 가지는 기점은 달라질 수 있지만, 폭발지수의 값이 최댓값에 도달한 이후 당량비 증가에 따라 점차 감소하는 경향은 본 연구의 결과와 유사하게 나타날 것으로 이해된다. Fig. 10은 Fig. 6의 당량비에 따른 최대폭발압력과 비슷한 경향을 보이고 있는데, Fig. 6와 Fig. 10에서 보인 오차막대의 최대 오차율(error rate)은 각각 9%와 11%로 폭발지수가 최대폭발압력에 비해 오차율이 더 큰 것을 확인할 수 있다. 이는 폭발지수가 최대압력상승률((dp/dt)_max)의 변수를 가지고 있는데, Fig. 3(b)에서 확인 할 수 있듯이, dp/dt가 압력섭동의 영향을 많이 받기 때문이다.

Fig. 10.

Comparison of the explosion index of a 28% cracking ammonia-air premixed flame at NTP conditions with the experimental results of Gieras et al.[36].

Fig. 11은 본 연구의 연구 결과(𝛼 = 28%인 조건에서의 폭발시간)와 Leo 등[38]의 연구 결과(메탄-공기 혼합물)를 나타낸 그래프이다. 해당 그래프를 통해 본 연구의 실험값은 당량비 1.1 부근에서 폭발시간(t_c) 값이 최솟값을 가지는 것을 볼 수 있다. 이는 당량비 1.1에서의 연소속도가 가장 빠르기에, P_max까지 도달하는 시간이 단축되어 이러한 경향을 보이게 된다. 앞서 확인한 Fig. 4의 화염의 직접 사진 이미지를 통해서도 확인할 수 있듯이, 28% 크래킹된 암모니아 연료는 당량비 0.6일 때 연소속도가 급격하게 낮아져 P_max까지 도달하는 시간이 화학양론적 조건에 비해 더욱 지연된다. 따라서, 이러한 이유로 당량비 0.6에서 폭발시간(t_c)의 값이 가장 큰 것을 볼 수 있다. 당량비 0.8 - 1.2 구간에서 메탄-공기 혼합물의 폭발시간(t_c) 값이 본 연구의 실험값보다 낮은 것을 볼 수 있는데, 이는 해당 구간에서 메탄-공기 혼합물의 연소속도가 𝛼 = 28%인 조건보다 빠르기 때문이라고 이해된다.

Fig. 11.

Comparison of the explosion time of a 28% cracking ammonia-air premixed flame at NTP conditions with the experimental results of Leo et al.[38].

Fig. 12는 당량비가 1.0일 때, 크래킹 비율과 초기 압력에 따라 폭발지수와 폭발시간이 어떠한 경향을 보이는지 나타낸 그래프이다. Fig. 12(a)에서 초기 압력이 1 bar일 경우, 크래킹 비율이 증가하여도 폭발지수의 변화가 상대적으로 적지만, 초기 압력이 5 bar로 증가함에 따라 폭발지수의 변화가 상대적으로 크게 나타나는 것을 볼 수 있다. 이를 통해 폭발지수는 초기 압력에 의해 영향을 많이 받는다는 것을 확인할 수 있다. 또한, 크래킹 비율이 늘어날수록 암모니아의 함량은 줄어들고 수소의 함량은 증가하여 폭발지수의 값이 증가하는 경향을 보인다. 마찬가지로 Fig. 12(b) 그래프에서도 수소함량의 영향으로 인해 크래킹 비율이 높을수록 빠른 연소속도를 가지게 되어 폭발시간(t_c)이 단축되는 경향을 확인할 수 있다. 반면, 초기 압력이 증가함에 따라 폭발시간(t_c)이 점차 지연되는 경향을 확인할 수 있는데, 이는 초기 압력이 증가함에 따라 연소속도가 감소하여 폭발시간(t_c)이 증가한 것으로 판단된다.

Fig. 12.

(a) Explosion index and (b) explosion time comparison based on initial pressure with ammonia cracking ratios.

4. 결 론

본 연구는 정적연소기에서 부분 크래킹된 암모니아-공기 예혼합화염의 폭발 특성을 실험적으로 확인하였다. 크래킹 비율은 10%, 20%, 28%로 선정하여 진행하였고, 특히 28%인 경우 메탄-공기 화염의 가연한계와 유사하므로 해당 조성비에서 초기 압력, 당량비에 따라 어떤 폭발 특성을 보이는지를 집중적으로 조사하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 부분 크래킹된 암모니아-공기 예혼합화염의 슐리렌 이미지를 통해 화염 형상의 중심이 연소기 상단에 위치하는 것을 파악할 수 있는데, 이는 연소성이 낮은 암모니아 영향으로 연소속도가 낮아 부력에 의한 효과를 많이 받기 때문이다. 특히, 28% 경우에는 당량비 0.6 부근에서 연소속도가 급격히 낮아져 부력효과를 더욱 강하게 받는 것을 볼 수 있다.

2) 28% 크래킹된 암모니아-공기 예혼합화염의 경우, 최대폭발압력(P_max)과 폭발지수(K_G)가 희박 당량비 구간에서부터 당량비가 증가함에 따라 점차 증가하는 경향을 보여 당량비 1.1일 때 최댓값을 나타냈다. 이후 당량비가 증가함에 따라 점차 감소하는 경향을 보였다. 폭발시간(t_c)은 P_max와 K_G의 경향과 반대로 나타나 당량비 1.1 부근에서 최솟값을 가지는데 이는 연소속도가 가장 빠르기 때문이다.

3) 부분 크래킹된 암모니아 연료의 압력이력이 초기 압력과 크래킹 비율에 따라 어떤 현상을 보이는지 파악하였다. 크래킹 비율이 증가함에 따라 암모니아 함량은 줄어들고 수소의 함량은 늘어나게 되어 최대폭발압력이 증가하는 경향을 보였고, 빠른 연소속도로 인해 폭발시간이 단축되는 것을 확인했다. 초기 압력이 증가함에 따라 최대폭발압력과 폭발시간이 증가하긴 하지만 차이가 뚜렷하지 않아 초기 압력은 최대폭발압력에 크게 영향을 미치지 않는다는 것을 확인할 수 있었다.

4) 폭발의 심각도를 나타내는 인자인 폭발지수(K_G)를 크래킹 비율과 초기 압력에 따라 조사하였다. 폭발지수는 초기 압력의 영향을 많이 받아 초기 압력이 증가함에 따라 지수함수적으로 증가하는 경향을 나타냈다. 크래킹 비율에 따른 폭발지수를 비교하였는데 크래킹 비율이 증가할수록 폭발지수의 값이 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 특히, 크래킹 비율에 따른 폭발지수의 값이 1 bar일 때 보다 5 bar일 때 즉, 초기 압력이 증가하였을 때, 증가하는 폭이 더욱 커지는 경향을 보였다.