Numerical Study on Ammonia Injection Strategy to Improve De-NOx Performance for Swirl Burner Fueled with Ammonia

Minhyeok Kim; Jonghyun Kim; Jungsoo Park

doi:10.15231/jksc.2024.29.4.034

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Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 31 December 2024. 31-43
https://doi.org/10.15231/jksc.2024.29.4.034

Numerical Study on Ammonia Injection Strategy to Improve De-NOx Performance for Swirl Burner Fueled with Ammonia

암모니아 스월 버너에서 De-NOx 성능 향상을 위한 암모니아 분사 전략에 대한 수치적 연구

Minhyeok Kim¹

Jonghyun Kim¹

Jungsoo Park¹^†

김 민혁¹

김 종현¹

박 정수¹^†

¹Department of Mechanical Engineering, Chosun University

¹조선대학교 기계공학과

^{*Corresponding Author}

License (open-access, http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0):

This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

ABSTRACT

In order to directly apply ammonia as main fuel, research is being actively conducted on NOx reduction technology, which is the main emission from exhaust gas. When ammonia is used as fuel and simultaneously injected into the combustion chamber not only as a main fuel, but also as a reducing agent, a phenomenon similar to the SNCR effect that reduces NOx can be observed. This study objects to improve NOx reduction efficiency in ammonia swirl burners. To observe changes in performance, analysis was performed by changing the secondary injection of ammonia flow rate and injection angle using CONVERGE. As a result, the NOx reduction efficiency could be observed from approximately 69% to 99% depending on each variable, and the secondary ammonia injection flow rate could be optimized according to the secondary ammonia injection angle.

Keywords

Ammonia combustion

Computational Fluid Dynamics(CFD)

Multi-stage combustion

Nitrogen oxides(NOx)

Selective non-catalytic reduction(SNCR)

MAIN

1. 서 론
2. 방법론
2.1 수치해석 조건
2.2 형상 및 변수 조건
3. 연소 해석 결과 및 논의
4. 결 론

1. 서 론

최근 경제 발전 및 고도화된 산업화로 인해 대기 중 CO₂ 농도를 증가시키는 석탄, 석유 등의 화석 연료의 사용이 증가하였다. 이는 전 세계적으로 온실가스가 증가한 주요 원인 중 하나이다. 이를 해결하고자 지구 평균 기온 상승을 1.5℃ 이하로 제한하는 ‘파리 협정(UNFCCC, 2015)’이 지난 2015년에 체결되었으며, 이에 따라 세계 각국의 정부는 온실가스 배출 규제를 강화하고 있다[1]. 대한민국 정부 또한 장기 목표인 ‘2050 탄소중립 계획’과 2030년까지 달성해야 할 온실가스 감축 목표를 담은 ‘국가 온실가스 감축 목표(Nationally Determined Contribution, NDC)’를 UNFCCC에 제출하였으며, 이를 통해 구체적인 온실가스 감축 목표를 설정하였다[2,3]. 2018년 기준 대한민국의 온실가스 총 배출량은 727.6백만 톤 CO_2eq.이다. 이중 연료 연소에 의한 배출량은 627.9백만 톤으로 총 배출량의 86.3%를 차지하며, 화석 연료 연소에 의한 온실가스 배출이 대부분을 차지하고 있다. 따라서, 현재의 화석연료 기반 에너지 체제를 벗어나 재생 에너지 및 무탄소 연료를 적극적으로 활용하는 체제로의 에너지 전환은 필수적으로 이루어져야 한다는 분위기가 형성되고 있다[4,5].

대표적인 무탄소 연료인 수소와 암모니아는 분자 구조 내에 탄소를 포함하고 있지 않아 연소 단계에서 이산화탄소를 거의 배출하지 않는 장점이 있다. 수소는 높은 에너지 밀도로 인해 소량으로도 많은 에너지를 얻을 수 있어 에너지 효율이 높고, 물을 전기분해하여 생산할 수 있어 다양한 에너지원을 활용할 수 있다는 장점이 있다. 그러나 생산, 저장, 운송을 위한 인프라의 구축을 위해 많은 시간과 비용이 소모된다. 또한 화염 역화, 폭발 안정성 등의 문제들은 해결되어야 할 과제이다[6,7,8].

암모니아는 액화 상태에서 비교적 준수한 에너지 밀도를 가지고 있어 운송 및 저장에 용이하며, 기존 석유, LNG 인프라를 일부 공유할 수 있어 취급 및 저장 기술이 구축되어 있다. 또한 분자 구조에 수소를 포함하고 있어 수소 캐리어의 역할을 할 수 있다. 뿐만 아니라 합리적인 생산가격, 저장 용이성과 높은 수소 함량과 같은 장점도 있다. 그러나 암모니아를 직접 연료로 사용하였을 때 몇 가지 문제점이 존재한다. 먼저 암모니아는 기존 탄화수소계 연료(hydrocarbon fuel, CxHy)와 비교하여 화염 전파속도(laminar burning velocity)가 약 5배 느려 연소가 불안정하여 이를 고려한 연소기 설계가 이루어져야 한다. 또한 자연발화 온도는 650℃로 타 연료에 비해 높고, 가연 한계(flammability)가 좁은 특징으로 인해 연료 연소에 어려움이 존재하며, 분자 구조에 질소를 포함하고 있어 연소 과정에서 대표적인 온실가스 중 하나인 N₂O를 포함한 다량의 fuel NOx가 발생한다. 따라서 암모니아를 연료로 직접 활용하기 위해 연소 불안정, 난연성 그리고 질소산화물 등의 문제를 해결하고자 암모니아 연소 기술에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다[9,10,11,12].

다단 연소는 불안정한 연소 특성을 보완하기 위해 고안된 기술 중 하나로, 1차 분사 이후 연소실 내부에 2차 분사를 사용하여 연소실 내부의 국부적인 당량비를 제어하는 기술이다. 일반적으로 2차 공기를 분사하여 연료의 완전 연소를 도우며, 연소 온도를 희석함으로써 고온에서 발생하는 thermal NOx를 줄이기 위해 사용된다. 이때 연소실 내부에 2차 공기가 아닌 암모니아를 분사하게 되면 in-situ SNCR 반응을 유도해 질소산화물을 효과적으로 저감할 수 있다. 분사된 암모니아는 연소실 내부의 높은 열로 인해 암모니아 계열 라디칼(NH, NH₂)로 분해되고, 분해된 라디칼들은 연소실 내부 질소산화물과 만나 반응하여 저감시키는 원리이다[13,14,15,16]. Lee 등[17]은 2차 암모니아가 연소실에 수직으로 분사되는 접선 분사 연소기에서 분사 속도를 변화하여 질소산화물 저감 성능 변화를 관찰하였다. 연구 결과, 분사 속도가 빨라질수록, 즉 암모니아의 침투가 원활하게 이루어질수록 NO의 저감 성능이 향상되었으며, 최대 약 77%의 저감 성능을 보였다. Cai 등[18]은 2차 암모니아가 수직으로 분사되는 micro-combustor의 combustion zone에 분사 유량 및 분사 위치가 질소산화물 저감 성능에 미치는 영향에 대하여 분석하였다. 연구 결과, 2차 암모니아를 분사하는 것은 질소산화물을 저감하는 데 매우 효과적이었으며, 분사 유량을 primary NH₃의 10%(vol%) 그리고 분사 위치를 primary inlet과 가까운 곳에 위치하였을 때, 0.0009 vol%의 암모니아 누출 그리고 질소산화물 배출량을 약 28% 달성하였다. 그러나 2차 암모니아의 분사 유량을 증가시키면 질소산화물의 저감은 촉진되지만, 암모니아의 누출이 증가하였으며, 2차 암모니아의 분사 위치를 연소기 입구로부터 멀리 배치했을 때 또한 암모니아의 누출이 증가하였다. 높은 수준의 질소산화물 저감 성능과 낮은 수준의 암모니아 배출을 달성하기 위해서, 분사 위치는 연소기 입구로부터 가까이 배치해야 하며, 분사 유량은 trade-off 관계에 있는 암모니아 누출과 질소산화물 저감 성능 사이에서 적절한 값을 선정해야 하는 것을 확인하였다.

이에 본 연구에서는 암모니아 스월 버너에서 D_inj(30°- 150°)와 M_ST(0.2-1)을 조정하여 질소산화물 저감 효율의 향상을 목표로 하였으며, 해석을 위해 CONVERGE CFD를 사용하였다. 분사 각도 및 유량에 따른 질소산화물 저감 성능을 비교하였고, 버너의 배기 성능 및 연소 성능 평가를 진행하였다.

2. 방법론

해석은 내연기관, 가스 터빈등의 해석에 용이한 CONVERGE CFD를 사용하였으며, 자동으로 격자를 구성해주는 특징 및 복잡한 형상에서의 격자 세분화가 용이하다는 장점이 있다[19].

2.1 수치해석 조건

2.1.1 지배방정식

CONVERGE 해석에 적용되는 지배방정식을 아래에 자세히 나타냈다. 유체의 유동은 식(1), (2), (3), (4)과 같이 질량, 운동량 및 에너지 보존을 설명하는 나비에-스토크스 방정식(Navier-stokes Equation)에 의해 제어된다. 본 방정식은 비선형 편미분 방정식의 형태로 뉴턴의 제 2법칙으로 설명이 가능하다. 식에서 𝜌는 밀도(density), $\vec{u}$ 는 속도 벡터(velocity vector), t는 시간(time), p는 압력(pressure), 𝜏는 체적력(surface force), T는 온도(temperature), c_p는 비열 용량(specific heat capacity), k는 열전도도(thermal conductivity), S는 열원 항(source term), 𝜇는 점성 계수(dynamic viscosity)이다.

(1)

\frac{\partial ρ}{\partial t} + \nabla ∙ (ρ \vec{u}) = 0

(2)

ρ \frac{\partial \vec{u}}{\partial t} + (ρ \vec{u} ∙ \nabla) \vec{u} = - \nabla p + ρ g + \nabla ∙ τ

(3)

ρ c_{p} \frac{D T}{D t} = \frac{D p}{D t} + \nabla ∙ (k \nabla T) + \nabla \vec{u} ∙ τ + S

(4)

ρ \frac{\partial \vec{u}}{\partial t} + (ρ \vec{u} ∙ \nabla) \vec{u} = - \nabla p + ρ g + μ \nabla^{2} \vec{u}

2.1.2 연소 모델

본 연구에서는 연소 과정에서 발생하는 복잡한 화학 반응을 정확하게 계산하고 시뮬레이션하는 데 사용되는 SAGE detailed chemistry solver를 사용하였다. 본 모델은 아레니우스 식(Arrhenius equation)을 통해 계산된 반응 속도 상수(k)를 이용하여 온도 변화에 따른 각 미소 시간 간격 동안의 화학 종의 농도 변화를 계산하고, 이를 통해 연소 과정을 시뮬레이션하는 특징이 있다. 식에서 k는 반응 속도 상수(rate constant), A는 빈도 인자(frequency factor), E_a는 활성화 에너지(activation energy), R은 기체 상수(universal gas constant), T는 절대 온도(absolute temperature)이다.

(5)

k = A e^{(- \frac{E a}{R T})}

2.1.3 난류 모델

난류 모델은 CFD 유동 시뮬레이션에서 보편적으로 사용되는 Reynolds-Averaged Navier-Stoked(RANS)의 Standard k-ε 모델을 사용하였다. 가장 큰 특징은 레이놀즈 응력과 평균 변형률 간의 비율이 모든 방향에서 동일하다는 가정이 적용되었다는 점이다. 식에서 𝜌는 밀도(density), k는 난류 운동 에너지(turbulent kinetic energy), $μ_{t}$ 는 난류 점성 계수(turbulent viscosity), $C_{μ}$ 는 모델 상수, $σ_{k}$ 는 프란틀 수(Prandtl number, 1.0), $E_{i j}$ 는 변형률 텐서(strain rate tensor), 𝜖는 난류 에너지 소산율(turbulent dissipation rate), $σ_{ϵ}$ 는 난류 소산율의 확산 계수, $μ_{t}$ 는 난류 점도, $C_{1 ϵ}$ , $C_{2 ϵ}$ 는 난류 소산율에 대한 상수이다.

(6)

\begin{aligned} \frac{\partial (ρ k)}{\partial t} + \frac{\partial (ρ k u_{i})}{\partial x_{i}} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [\frac{μ_{t}}{σ_{k}} \frac{\partial k}{\partial x_{j}}] + 2 μ_{t} E_{i j} E_{i j} - ρ ϵ \end{aligned}

(7)

\begin{aligned} \frac{\partial (ρ ϵ)}{\partial t} + \frac{\partial (ρ k u_{i})}{\partial x_{i}} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [\frac{μ_{t}}{σ_{ϵ}} \frac{\partial ϵ}{\partial x_{j}}] + C_{1 ϵ} \frac{ϵ}{k} 2 μ_{t} E_{i j} E_{i j} - C_{2 ϵ} ρ \frac{ϵ^{2}}{k} \end{aligned}

2.1.4 Okafor mechanism

본 해석에서는 암모니아 연소의 상세한 화학반응을 풀어내기 위해 Okafor mechanism을 사용하였다[20]. Okafor mechanism은 59종의 화학종과 함께 356개의 반응을 포함하고 있으며 NOx의 거동을 모사하기 위해 선택되었다. 위 화학종들의 열 물성치는 아래의 식 (8), (9), (10)으로 표현된다. 식에서 $C_{p}$ 는 정압 비열(heat capacity), R은 기체 상수(universal gas constant), H는 엔탈피(enthalpy), S는 엔트로피(entropy), a_i(i= 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7)는 각 항의 상수이다[21].

(8)

\frac{C_{p}}{R} = a_{1} + a_{2} T + a_{3} T^{2} + a_{4} T^{3} + a_{5} T^{4}

(9)

\frac{H}{R T} = a_{1} + \frac{a_{2} T}{2} + \frac{a_{3} T^{2}}{3} + \frac{a_{4} T^{3}}{4} + \frac{a_{5} T^{4}}{5} + \frac{a_{6}}{T}

(10)

\frac{S}{R} = a_{1} \ln T + a_{2} T + \frac{a_{3} T^{2}}{2} + \frac{a_{4} T^{3}}{3} + \frac{a_{5} T^{4}}{4} + a_{7}

2.2 형상 및 변수 조건

2.2.1 형상

버너의 형상은 선행 연구[22]를 통해 결정되었으며 Fig. 1에 간략히 나타내었다. 버너의 연소 영역은 식 (11),(12)에 제시된 combustion intensity(CI)와 combustion loading parameter(CLP)를 통해 도출되었다[23]. $\dot{m_{f}}$ 는 연료의 질량 유량(mass flow rate of the fuel), $η_{c}$ 는 연소 효율(combustion efficiency), LHV는 저위 발열량(lower heating values), V는 체적(volume), $P_{3}$ 는 연소기 입구 압력, $T_{3}$ 는 연소기 입구 질량 유량, $T_{3}$ 는 연소기 입구 온도이다.

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Fig. 1.

(a) Schematic diagram of the burner w/nozzle and (b) Stage of secondary ammonia injection for in-situ SNCR.

Swirler 설계를 위해 식 (13)에 제시된 수식을 통해 swirl number를 결정하였다[24]. 메인 연료는 연소실 내부로 수직으로 분사되도록 jet in crossflow type으로 구성하였으며, 공기와의 혼합도 증진을 위해 co-axial type의 swirler를 설계하였다. 여기서 $D_{i}$ 는 내부 직경(inner diameter), $D_{o}$ 는 외부 직경(outer diameter), 𝛼는 베인 각도(vain angle)이다.

2차 암모니아가 분사되는 stage의 위치는 노즐 팁의 약 100 mm 후단에 배치하였으며, 이는 Fig. 3(c)의 재순환 영역을 간섭하지 않는 영역으로 선정하였다. 또한 stage에서 분사되는 암모니아는 총 6방향에서 축 중심으로 수직으로 분사되도록 설계하였다.

(11)

C I = \frac{{\dot{m}}_{f} \times η_{c} \times L H V}{V \times P_{3}}

(12)

C L P = \frac{\dot{m_{3}}}{V \times P_{3}^{1.8} \times 10^{0.00145 \times (T_{3} - 400)}}

(13)

S N = \frac{2}{3} \times (\frac{1 - {(\frac{D_{i}}{D_{o}})}^{3}}{1 - {(\frac{D_{i}}{D_{o}})}^{2}}) \times \tan (α)

2.2.2 격자 제어

해석을 위한 격자는 Fig. 2과 같다. 격자의 개수는 약 110만 개이며, CONVERGE의 특성상 정육면체의 격자로 구성하였다. 스월 유동 및 화염의 형성을 잘 예측할 수 있도록 embedding을 적용하여 노즐 및 팁 부근에서는 격자를 세분화하였으며 embedding의 기본 식은 식 (14)과 같다.

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Fig. 2.

Grid domain for the burner.

(14)

e m b e d d e d g r i d = g r i d / 2^{e m b e d}

2.2.3 경계 조건

본 연구에서 사용된 경계 조건은 Table 1과 같다. 해석은 상온 그리고 상압에서 20 kW 열출력을 목표로 진행했다. 2차 암모니아를 제외한 메인 연료의 당량비는 1이며, 연소 현상 모사를 위해 노즐 끝단에 heat source를 부여했다. 또한 복합 열전달 계산은 고려하지 않았다.

Table 1.

Operating condition

Item	Units	Value
Input	kW	20
Inlet pressure	atm	1
Inlet temperature	K	300
Global phi	-	1

2.2.4 형상 검증

Fig. 3(a,b)는 앞선 선행 연구[25]에서 결정된 형상에서의 암모니아 연소 결과를 나타낸 그림이다. 암모니아의 느린 화염 전파 속도로 인해 화염이 긴 것을 볼 수 있으며 버너 출구단에서의 온도는 약 2067 K, 연소율은 99%를 달성하였다.

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Fig. 3.

(a) Ammonia combustion temperature contour in the y-axis cross-section of the burner and (b) Velocity streamlines contour and (c) ORZ and IRZ of ammonia combustion. Reprinted from [25].

또한 연소 안정성에 도움을 주는 내부 재순환 영역(inner recirculation zone, IRZ)과 외부 재순환 영역(outer recirculation zone, ORZ)가 잘 형성된 것을 Fig. 3(c)에서 확인할 수 있다.

2.2.5 변수 조건

성능 변화를 관찰하기 위한 변수 조건을 Table 2에 나타내었다. 여기서 D_inj는 2차 암모니아 분사 각도로, 유동 방향을 180°, 유동의 역방향을 0°로 가정하여 선정하였다. M_ST는 2차 암모니아 분사 유량으로, 메인 연료의 20%를 0.2, 60%를 0.6, 100%를 1로 가정하여 선정하였다. 더 자세한 설명을 위해 Fig. 4에 모사하였으며, 분사 각도는 30°부터 150°까지 30° 간격, 분사 유량은 0.2, 0.6, 1로 선정하여 질소산화물 저감 성능 변화를 분석하였다.

Table 2.

Simulation conditions for this study

Parameter	data
D_inj	30˚ – 150˚
M_ST	0.2 – 1

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Fig. 4.

Schematic diagram of secondary ammonia injection.

3. 연소 해석 결과 및 논의

해석의 경우, 0초부터 암모니아와 공기가 분사되어 혼합되고, 0.2초에 점화 반응을 모사해 연소 반응을 유도하였다. 이때 결과의 수렴도를 확보하기 위해 총 해석 시간은 0.5초로 선정하였으며, 모든 해석 결과는 정확도를 위해 0.48초부터 0.5초까지 20개의 데이터를 평균 내어 취득하였다.

먼저 전체 연소 해석에서 버너의 목표 입열량인 20 kW를 달성하였는가를 확인하기 위해 각 변수별 열 방출률(Heat release rate, HRR)을 Fig. 5(a)에 나타내었다. 그래프에서 확인할 수 있듯이 M_ST =1의 D_inj = 30°와 60°에서는 열 방출률이 약 17 kW, 12 kW로 20 kW를 만족하지 못하는 것을 확인할 수 있다. Fig. 5(b)에서 기존 암모니아 연소 모델의 IRZ(주황색)보다 크기가 더 작은 것을 확인할 수 있는데, 이는 비교적 높은 유량으로 분사되는 2차 암모니아가 기존의 재순환 영역을 방해하여 연소가 완전히 발달하지 않았기 때문으로 판단할 수 있다. 나머지 케이스에서는 목표 열 방출률을 만족하는 것을 확인할 수 있으며, 이는 연료의 연소가 원활하게 이루어지고 있다는 의미이다. 이때 스테이지에서 분사되는 2차 암모니아에 의해 추가 연소 반응이 발생하게 되면 열 방출률이 20 kW보다 더 높아져야 하지만, 20 kW를 유지하는 것으로 보아 2차 암모니아는 온전히 연소실 내부의 질소산화물을 저감하는 데 사용되었다고 판단할 수 있다.

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Fig. 5.

(a) Heat release rate for the entire analysis case (b) ORZ and IRZ contour(M_ST = 1, D_inj = 30˚ and 60˚).

이러한 메인 암모니아의 연소 과정 및 2차 암모니아의 반응 경로를 확인하기 위해 화학 반응 예측 프로그램인 Chemkin-Pro[26]를 사용하여 암모니아의 거동을 분석하였고, 질소산화물의 형성 및 저감의 반응 경로를 Fig. 6에 나타내었다. 암모니아 연소에서 질소산화물은 크게 두 가지로 나뉠 수 있다. 그중 연료 암모니아가 OH, H 라디칼 등과 반응하여 중간생성물인 HNO와 N을 거쳐 생성되는 질소산화물은 fuel NOx이며, 고온의 환경에서 O₂(+M) ↔ 2O(+M), N₂ + O ↔ NO + N, N + O₂ ↔ NO + O, N + OH ↔ NO + H와 같은 반응식(Zel’dovich mechanism)을 통해 생성되는 질소산화물은 thermal NOx이다. 암모니아의 연소는 앞선 반응들을 통해 질소산화물을 형성하게 되며, 스테이지에 2차 암모니아를 분사하게 되면 질소산화물이 NNH, N₂와 같은 분자로 환원되는 것을 확인할 수 있었다.

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Fig. 6.

Main pathways of NOx formation and de- NOx(red line: thermal NOx pathway, blue line: fuel NOx pathway, green line: de-NOx pathway).

이때, Table 3에 있는 반응들이 가장 활발하게 발생하였으며 이를 통해 2차 암모니아가 고온의 연소실 내부로 분사되면서 열분해 반응, 그리고 H 및 OH와의 반응을 통해 생성된 암모니아 계열 라디칼(NH, NH₂)이 질소산화물의 환원에 가장 영향력 있는 것으로 판단할 수 있었다.

Table 3.

Nitrogen oxides reduction main reaction equation

Reaction

NH + NO ↔ N₂O + H

NH + NO ↔ N₂ + OH

NH₂ + NO ↔ N₂ + H₂O

NH₂ + NO ↔ NNH + OH

연소 과정에서 암모니아 및 질소산화물(NO + NO₂ + N₂O)의 농도 변화를 확인하기 위해 각 위치별 농도를 Fig. 7(a – M_ST = 0.2, b - M_ST = 0.6, c – M_ST = 1)에 나타내었으며 데이터는 각 z 축 단면의 평균 값이다. 2차 암모니아 분사 유량이 상대적으로 낮은 (a)의 경우 유동의 역방향으로 분사할수록 상대적으로 더 앞선 위치에서 질소산화물이 저감되는 것을 확인할 수 있다. 암모니아 분사 유량이 상대적으로 (a)보다 높은 (b)와 (c) 또한 비슷한 경향성을 보이지만, 각도에 따라 저감 위치의 차이가 큰 것을 볼 수 있다. (M_ST = 0.6에서 30°는 200 mm에서 약 580 ppm, 150°는 300 mm에서 약 580 ppm, M_ST = 1에서 30°는 180 mm에서 약 470 ppm, 150°는 280 mm에서 약 430 ppm). 이에 대한 근거는 각 지점에서의 암모니아 농도와 연관 지을 수 있다. 암모니아의 농도가 상승하는 위치는 유동 방향으로 분사할수록(30° -> 150°) 연소기 출구단에 가까워지는 것을 확인할 수 있다. 이때, 질소산화물이 저감 되는 위치는 암모니아의 농도가 상승하는 지점 부근이며, 이는 암모니아와 연소 가스의 혼합이 원활하게 이루어져 질소산화물을 저감하는 것으로 판단할 수 있다.

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Fig. 7.

NOx and NH₃ emissions distribution of the burner with varying M_ST and D_inj, (a) M_ST = 0.2, (b) M_ST = 0.6, (c) M_ST = 1.

Fig. 8은 버너 출구단에서의 질소산화물 저감 성능(de- NOx efficiency)을 도시한 그래프이며, de-NOx efficiency는 식 (15)와 같이 나타낼 수 있다. Stage NOx는 암모니아 이차 분사가 있는 모델의 출구단 NOx emission[ppm], w/o staging NOx는 암모니아 이차 분사가 없는 모델에서의 출구단 NOx emission[ppm]이며 그 값은 약 1900 ppm이다. 분사 각도 및 유량에 따라 de-NOx efficiency는 약 68% ~ 99%의 값을 가지며, M_ST = 0.2의 경우 30°와 60°에서 99.34%와 99.67%, M_ST = 0.6의 경우 60°, 90°, 120°에서 99.52%, 99.61%, 99.58% M_ST = 1의 경우 90°, 120°에서 98.69, 99.23%의 높은 효율을 보이는 것을 확인할 수 있다. 하지만 Fig. 7의 높은 암모니아 농도에도 불구하고 상대적으로 낮은 저감 효율이 얻어지는 케이스들 또한 일부 존재하며, 주로 M_ST = 0,6과 M_ST = 1에서 확인할 수 있다. 이는 2차 암모니아 분사에 따라 NO는 대부분 저감 되지만, 300 K으로 분사되는 2차 암모니아의 유량이 증가함에 따라 국부적인 지점에서의 온도가 감소하고, 감소된 온도로 인해 N₂O의 배출량이 증가되었기 때문이며, 이를 Fig. 9에 도시하였다. (a)는 M_ST = 0.2, (b)는 M_ST = 0.6, (c)는 M_ST = 1이며, 각 단면에서의 온도와 N₂O의 평균 값을 나타내었다. (b)와 (c)의 버너 출구단 온도는 약 1200 K부터 1820 K의 사이 값으로, 이는 약 1960 K의 값을 가지는 (a)보다 낮은 것을 확인할 수 있다. 2차 암모니아가 분사되는 스테이지 근처에서 연소 온도가 감소하고, 이에 따라 N₂O의 배출량이 증가하는 것을 볼 수 있으며, 이에 대한 위치를 (b)와 (c)에 화살표로 표기하였다. 이러한 근거를 바탕으로 NO의 저감은 충분히 이루어졌지만, N₂O 배출의 증가로 인해 de-NOx efficiency이 낮은 것으로 사료된다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2024-029-04/N0590290404/images/kosco_2024_294_031_F8.jpg

Fig. 8.

De-NOx efficiency of the burner with varying M_ST and D_inj.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2024-029-04/N0590290404/images/kosco_2024_294_031_F9.jpg

Fig. 9.

Temperature and N₂O emissions distribution of the burner with varying M_ST and D_inj, (a) M_ST = 0.2, (b) M_ST = 0.6, (c) M_ST = 1.

(15)

D e - N O x e f f i c i e n c y = \frac{s t a g e N O x}{w / o s t a g i n g N O x} \times 100 [%]

4. 결 론

본 연구에서는 암모니아 스월 버너에서 질소산화물 저감 성능에 관한 해석을 상온, 상압, 당량비 1 조건에서 수행하였으며, 분사되는 2차 암모니아의 유량 및 각도를 변경하고 그 영향을 고찰하여, 다음과 같은 결론을 얻었다.

해석 결과, M_ST = 1의 D_inj = 30°와 60°를 제외한 나머지 해석 케이스에서 목표 입열량인 20 kW를 달성하는 것을 확인하였다. 그러나 2차 암모니아 분사에 의한 추가 열 방출이 발생하지 않는 것으로 보아 stage에 분사되는 암모니아는 연소 반응에 직접적으로 관여하지 않고, 연소실 내부의 질소산화물 저감에 기여했음을 시사한다. 특히 암모니아가 분해되어 발생하는 암모니아 계열 라디칼(NH, NH₂)이 질소산화물의 저감 반응에 가장 큰 영향을 미치는 것으로 확인되었다.

2차 암모니아 분사 유량 및 각도에 따라 질소산화물 및 암모니아의 분포는 상이하였다. 특히, 스테이지에서 2차 암모니아 분사 시 단면 내 암모니아 농도의 증가와 질소산화물 농도의 감소가 동시에 관찰되었다. 이는 암모니아가 연소 가스와 효과적으로 혼합되어 질소산화물을 저감시켰음을 의미한다. 따라서 암모니아의 원활한 침투를 위해 분사 유량을 높게 가져가는 것이 더 효과적이지만, 분사 유량이 높아지면 미연 암모니아의 농도가 상승하기 때문에 미연 암모니아 발생을 최소화하면서 질소산화물 저감 효과를 극대화하기 위해서는 낮은 분사 유량이 더 적절한 것으로 판단하였다.

300 K으로 분사되는 2차 암모니아의 유량이 증가함에 따라 연소실 내 국부 지점에서 온도가 감소하는 것을 확인하였다. 감소된 온도로 인해 N₂O 배출량이 증가하였으며, 이는 de-NOx efficiency 감소를 야기하는 것을 확인하였다.

해석 케이스의 전체 성능을 Table 4에 나타내었다. 버너와 같은 연소기에서 요구되는 출구단의 높은 온도와 암모니아 연소에서 요구되는 낮은 NOx 및 NH₃ 배출 등을 고려했을 때, 분사 유량이 낮은 M_ST = 0.2에서 유동의 역방향으로 분사되는 30°와 60°가 가장 높은 성능을 보이는 것을 확인하였다. 하지만 본 연구 결과는 수치해석을 통해 얻은 결과이기 때문에 추후 실험을 통한 검증을 진행할 예정이며, 현재 실험 장비 구축 단계에 있다.

Table 4.

Summarization of all cases

M_ST	D_inj	T (Outlet)	De-NOx efficiency	NH₃ (Outlet)
-	deg	K	%	%
0.2	30	1963.0	99.43	1.47
	60	1964.3	99.67	1.46
	90	1962.8	99.30	1.60
	120	1962.3	98.78	1.72
	150	1961.9	97.99	1.86
0.6	30	1763.7	94.13	8.59
	60	1821.9	99.52	7.81
	90	1813.4	99.61	7.85
	120	1805.3	99.58	8.21
	150	1782.3	96.28	8.98
1	30	1208.9	68.07	23.15
	60	1513.0	80.26	17.62
	90	1667.8	98.69	14.82
	120	1670.9	99.23	14.69
	150	1637.5	93.75	15.25

Acknowledgements

본 연구는 교육부 산하 한국 연구 재단 지원의 “지역대학우수과학자지원사업” 지원 하에 수행되었음(과제번호: 2021R111A8047249)

본 과제는 2024년도 교육부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 지자체-대학 협력기반 지역혁신 사업의 결과입니다(2021RIS-002).

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

Preview

Numerical Study on Ammonia Injection Strategy to Improve De-NOx Performance for Swirl Burner Fueled with Ammonia

ABSTRACT

MAIN

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

Fig. 1.

(a) Schematic diagram of the burner w/nozzle and (b) Stage of secondary ammonia injection for in-situ SNCR.

(11)

(12)

(13)

Fig. 2.

Grid domain for the burner.

(14)

Table 1.

Operating condition

Fig. 3.

(a) Ammonia combustion temperature contour in the y-axis cross-section of the burner and (b) Velocity streamlines contour and (c) ORZ and IRZ of ammonia combustion. Reprinted from [25].

Table 2.

Simulation conditions for this study

Fig. 4.

Schematic diagram of secondary ammonia injection.

Fig. 5.

(a) Heat release rate for the entire analysis case (b) ORZ and IRZ contour(MST = 1, Dinj = 30˚ and 60˚).

Fig. 6.

Main pathways of NOx formation and de- NOx(red line: thermal NOx pathway, blue line: fuel NOx pathway, green line: de-NOx pathway).

Table 3.

Nitrogen oxides reduction main reaction equation

Fig. 7.

NOx and NH3 emissions distribution of the burner with varying MST and Dinj, (a) MST = 0.2, (b) MST = 0.6, (c) MST = 1.

Fig. 8.

De-NOx efficiency of the burner with varying MST and Dinj.

Fig. 9.

Temperature and N2O emissions distribution of the burner with varying MST and Dinj, (a) MST = 0.2, (b) MST = 0.6, (c) MST = 1.

(15)

Table 4.

Summarization of all cases

Acknowledgements

References

(a) Heat release rate for the entire analysis case (b) ORZ and IRZ contour(M_ST = 1, D_inj = 30˚ and 60˚).

NOx and NH₃ emissions distribution of the burner with varying M_ST and D_inj, (a) M_ST = 0.2, (b) M_ST = 0.6, (c) M_ST = 1.

De-NOx efficiency of the burner with varying M_ST and D_inj.

Temperature and N₂O emissions distribution of the burner with varying M_ST and D_inj, (a) M_ST = 0.2, (b) M_ST = 0.6, (c) M_ST = 1.