Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 31 December 2022. 1-10
https://doi.org/10.15231/jksc.2022.27.4.001

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 수치해석 기법

  • 3. 결과 및 논의

  •   3.1 재순환율의 정의

  •   3.2 상온 및 예열공기에서의 연소특성

  •   3.3 재순환 방식에 따른 NO 저감 비교

  • 4. 결 론

1. 서 론

산업용 보일러는 전체 산업용 에너지 소비량의 40~50%를 차지하여 산업현장의 최대 에너지 다소비 기기로 지목된다[1,2]. 보일러 개발에서 에너지효율만을 고려할 경우 공해물질 배출 규제로 인하여 시장진출이 제한된다. 따라서 보일러 연소실 설계에 있어 반드시 저공해 연소기술이 병행되어야 한다. 현재 국내 선진 보일러 기업들은 저NOX 버너 개발을 위하여 기술연구소를 설립하여 산업용 보일러의 고효율화 및 초 저공해화를 달성하고 있다. 그러나 NOX는 미연탄화수소 및 기타 매연 배출물과 상관(trade-off)관계에 있어 장치 자체의 개량을 통한 저NOX화는 점차 기술적 한계에 직면하고 있다[3]. 이에 저NOX 버너에 배기가스 외부 재순환(external flue gas recirculation, 이하 FGR) 기술을 접목하여 10 ppm 전후의 초 저NOX 연소를 달성하는 추세이다. 미국, 유럽, 일본 등의 해외 기업에서는 각국의 저NOX 연소기술을 주력으로 내세웠으나, 2016년 중국 북경에 저NOX 버너 개조시장이 열리면서 강화된 NOX 배출기준(15 ppm) 달성을 위하여 여러 FGR 연소기술이 혼합되기도 하였다[4]. 과거에는 기존 시설에 외부 FGR을 적용할 시 추가설비에 대한 부담이 있었으나 최근 FGR 버너와 자동제어 기술의 발달을 통해 점차 해소되고 있으며, 특히 외부 FGR은 급격한 배출 규제에 빠르게 시장대응이 가능한 방안으로써 현재까지도 현장에 활발히 적용되고 있다.

외부 FGR은 일반적으로 연소용 공기 측으로 배기가스를 재순환하는 FGR과 연료 측으로 재순환하는 FIR(fuel injection recirculation) 방식으로 구분할 수 있다[5]. FIR의 경우 기존의 FGR보다 적은 배기가스 도입으로도 동일한 NO 저감 성능을 나타내는 것으로 알려져 있으며, FIR과 FGR을 동시에 적용할 경우 전체 배출량을 낮출 수 있다고 보고된 바 있다[5,6].

FIR과 FGR를 도입하여 NOX 배출을 비교한 선행 연구는 다음과 같다. 먼저 Feese[7]는 대향류 화염에 N2를 희석하여 FIR과 FGR의 NO 배출특성을 비교하였다. 시뮬레이션 결과에 따르면 NO는 재순환 시 화염 내 희석제의 체류 시간에 영향을 받았으며, 층류 제트 화염 실험을 병행하여 이를 검증하였다. Choi[8]는 산업용 축열로의 고온(1,400 K)인 예열공기와 연료에 기연 가스(burned gas)를 각기 도입하였다. 그 결과 연료의 자발점화(auto ignition) 온도보다 높은 예열공기의 경우 과도한 희석률에도 연소 반응이 유지되었다. 또한, FGR에서 기연 가스의 NO 농도가 높은 경우 Prompt NO의 역반응이 발생하여 NO가 감소함을 확인하였다. Han[9]은 Damköhler 수를 기준인자로 채택하여 N2 희석 시 산소 부화 화염의 연소특성을 연구하였으며, FIR에서의 NO 개시반응이 약해지고 NO의 재연소가 활발해져 Prompt NO의 기여도가 감소함을 밝혔다. Park은 대향류 화염에서 CO2를 재순환하여 산소부화 연소의 수치해석을 진행하였으며[10], FIR과 FGR에서 첨가되는 CO2와 H2O의 가상 화학종 X를 도입하여 화학적 효과가 화염 구조와 NO 거동에 미치는 영향을 분석하였다[11].

본 연구에서는 메탄-공기 대향류 확산화염에 FIR, FGR 그리고 앞선 두 조건을 통합한 FIR+FGR을 적용하여 세 가지 방식의 재순환 연소의 NO 배출을 수치해석으로 비교하였다. 선정한 희석제로는 N2나 CO2와 같은 불활성 가스가 아닌 실제 재순환 가스를 모사하기 위하여 기연 가스를 도입하였다. 기연 가스의 경우 산업용 보일러 구동 조건을 고려하여 당량비 0.9의 예혼합화염을 계산하였다.

외부 FGR 구동 시 재순환되는 가스는 보일러 후단에 장착된 열교환기를 거치기 때문에 가스 온도는 화염 온도보다 현저히 낮아진다. 특히 2020년 대기관리권역법에 의해 대대적으로 저NOX 버너로 교체 및 판매되고 있는데, 친환경 저NOX 버너로 대표되는 콘덴싱 보일러의 예열공기 온도는 통상적으로 100°C 수준이다[12,13]. 최근 동향 및 FGR을 고려하여 산화제류의 공기 및 기연 가스의 온도는 373 K으로 동일하게 설정하였고 이를 상온(298 K) 조건과 비교하였다. 세 가지 재순환 방식에 따른 가연 한계와 재순환율에 따른 화염 구조를 확인하고, 연료류와 산화제류에 기연 가스를 희석할 시 생성 및 소멸하는 NO의 주요 반응식과 NO 배출지수를 계산하였다. 마지막으로 NOX 생성 메커니즘을 통하여 NO 생성 기여도를 평가하고자 하였다.

2. 수치해석 기법

수치해석은 OPPDIF Code[14,15]를 사용하였으며, Fig. 1에 FGR과 FIR가 도입된 대향류 화염의 개략도를 나타내었다. 상부 노즐에는 산화제인 공기가 공급되고, 하부 노즐에는 연료인 메탄이 공급된다. 분위기 조건은 1 bar, 298 K이며, 예열공기 조건의 경우 산화제 측 입구 온도는 앞 절에서 언급한 바와 같이 콘덴싱 보일러의 예열공기를 고려하여 373 K으로 설정하였다. 전체 신장률 ag는 다음과 같이 정의할 수 있다.

(1)
ag=2VaL1+VfρfVaρa

여기서 VfVa는 연료와 산화제 노즐의 출구 속도를 나타내며 두 속도는 동일하게 고정하였다. L은 두 노즐 간의 거리로 1.5 cm으로 설정하였다. 대향류 확산화염에서 화염의 응답특성은 ag에 따라 C-곡선을 나타나게 되는데[16], 전환점 35 s-1 이후의 고 신장률에서는 화염 소화특성이 거의 일치하였다[17]. 일반적인 산업용 버너는 매우 높은 속도에서 구동하므로 고신장률 거동에 가깝다[13]. 이에 본 연구에서 설정한 ag는 140 s-1이며, 예열공기를 도입할 시 147 s-1으로 계산되었다. 재순환 가스가 도입됨에 따라 밀도가 변화하여 ag이 달라지므로 재순환 방식에 따른 화염의 소화 ag을 확인하였고 이를 Table 1에 정리하였다. ag의 증가는 전체 계산조건에서 10 s-1 전후로 크지 않았고 해당 ag의 증가로 인한 연료 소모율의 변화가 매우 작았기에 RR에 따른 ag의 변화를 고려하지 않았다.

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Fig. 1.

Schematic of counterflow configuration with applying FIR and FIR.

Table 1.

Extinction strain rates with flue gas recirculation methods at ambient (298 K) and preheated (373 K) air temperature conditions

ag,ext.(s-1) FIR FIR+FGR FGR
298 K 154 152 140
373 K 163 162 147

본 연구에서는 광학적 박 모델[18]을 사용하여 주 화학종 CH4, CO, CO2 그리고 H2O의 복사열 손실 효과를 반영하였다. 지배방정식은 Chemkin Package와 Transfit Package를 사용하여 해를 구하였다[19,20]. Fig. 1에서 상하부 노즐로 재순환되는 기연 가스는 당량비 0.9의 메탄/공기 예혼합화염을 PREMIXED Code[21]로 계산하였다. 상세 화학 반응기구는 메탄 및 천연가스 연소에 적합한 GRI v-3.0[22]을 채택하였으며 총 53개의 화학종과 NOX 메커니즘을 비롯한 325개의 반응식을 포함하고 있다.

3. 결과 및 논의

3.1 재순환율의 정의

산업용 보일러의 경우 총괄 당량비 기준으로 다소 희박한 연소조건에서 구동되는데, 이러한 연소기의 경우 공급된 모든 연료는 소모된다. 반면에 대향류 화염 모델의 경우 연료는 정체 면에서 측면으로 빠져나가기 때문에 모든 연료가 소모되지 않으며 이는 산화제에서도 동일하게 적용된다. 따라서 대향류 확산화염에서 연료류와 산화제류의 유량과 관련된 총괄 당량비로 재순환율(recirculation ratio, 이하 RR)을 정의하는 것이 아니라 대향류 배치에 있어 연료와 산화제가 화염 대에서 양론비(𝜙=1)로 반응한다고 가정하는 것이 합리적이다[23]. 따라서 희석제의 RR을 다음과 같이 정의하였다[9,24].

(2)
RR=moleofdiluentmoleofstoichometricmixture

식 (2)는 연료의 몰분율 XF과 산화제의 몰분율 XO2로 다시 나타낼 수 있다.

(3)
RR=fs1-XFXF+(1-fs)0.21-XO2XO2

이때 fs는 이론 혼합분율(stoichiometric mixture fraction)으로, 메탄의 경우 0.055이다. FIR의 경우 XO2는 0.21, FGR의 경우에는 XF는 1.0으로 계산하며 RR에 따라 각 몰분율이 달라진다. 통합조건인 FIR+FGR에서는 FIR과 FGR를 50%씩 재순환하여 RR을 맞추었다.

재순환 가스는 당량비 0.9의 메탄/공기 예혼합화염의 기연 가스를 모사하였다. 기연 가스의 화학종은 저자의 이전 연구[25,26]에서 선정하였던 주 화학종(major species)인 N2, H2O, CO2, O2와 본 연구에서는 추가로 10-5승까지의 부차적 화학종(minor species; OH, CO, H2, NO, O, H)을 포함하여 총 10개의 화학종을 반영하였다. 선정한 화학종의 몰분율 총합은 전체 연소생성물의 99.99993%로 당량비 0.9 조건의 기연 가스를 충분히 모사하였다고 판단하였다. 기연 가스의 몰분율은 Table 2에 정리하였다.

Table 2.

Mole fraction of burned gas (𝜙=0.9)

Species Mole fraction Species Mole fraction
N2 7.21×10-1 CO 4.58×10-4
H2O 1.72×10-1 H2 2.13×10-4
CO2 8.54×10-2 NO 6.30×10-5
O2 1.96×10-2 O 5.51×10-5
OH 1.03×10-3 H 1.52×10-5

3.2 상온 및 예열공기에서의 연소특성

배기가스를 화염대에 도입할 경우 화염 온도가 낮아지게 되는데 이 경우 열적 NO의 생성이 억제되어 전체 NO 배출량이 감소하게 된다. 위 과정을 연속적으로 유지하여 NO 배출을 낮추는 것이 일반적인 재순환기법의 목적이다. 그러나 과도하게 배기가스를 도입할 경우 연료 혹은 산화제가 부족하게 되어 화염이 소화되거나 화염 자체에 불안정성이 발생한다. 따라서 상온 및 예열공기 조건에서 FIR, FGR 그리고 FIR+FGR의 화염온도와 소화 거동을 확인하고자 한다.

Fig. 2는 산화제 측 입구 온도, Toxi,0가 상온 조건인 (a) 298 K와 예열조건인 (b) 373 K일 때의 RR에 따른 최대 화염온도를 도시하였다. 재순환을 하지 않은 RR = 0% 조건의 경우 Fig. 2(b)는 (a)보다 약 40 K 높았으며, 이후 RR이 증가함에 따라 최대 90 K까지 증가하였다. 전체 RR에서 최대 화염온도는 Fig. 2(a)와 (b) 모두 FGR > FIR+FGR > FIR 순으로 높게 나타났다. 즉, 연료 측으로의 재순환이 산화제 측보다 화염에 더 크게 영향을 미치는 것을 알 수 있으며 열적 NO 생성이 억제되어 FIR의 NO 배출이 가장 낮을 것으로 예측할 수 있다. Fig. 2의 FIR+FGR 조건의 경우에서도 연료 측으로의 재순환이 크게 작용하여 FIR+FGR의 경향은 FIR에 온도 경향이 약간 치우쳤다. 화염 소화특성의 경우 (a) FGR(22%) > FIR+FGR(18%) > FIR(15%), (b) FGR(29%) > FIR+FGR(23%) > FIR(18%) 순으로 두 조건 모두 FGR의 소화 경계가 가장 넓게 나타났다. 따라서 동일 RR 조건에서 FGR이 가장 안정적으로 연소함을 알 수 있다. 이러한 FIR 및 FGR의 최대 화염온도와 소화 경계 특성은 이전 재순환 화염의 연구결과와 일치한다[13,24].

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Fig. 2.

Variation of maximum flame temperatures with three recirculation methods at oxidizer inlet temperature (a) 298 K and (b) 373 K.

Fig. 3Fig. 1의 화염 전면과 수직인 x축을 기준으로 재순환 방식에 따른 메탄의 반응률을 나타내었다. 이때 x축의 0 cm와 1.5 cm는 각각 연료와 산화제 노즐 출구 위치이다. Fig. 3의 반응률 좌측에는 RR에 따라 이동하는 정체면(stagnation plane)의 위치도 함께 표기하였다. Toxi,0은 예열조건만을 도시하였는데, 반응률의 위치가 오른쪽으로 약 0.05 cm 이동한 것을 제외하면 상온 조건과 큰 차이가 없었기 때문이다.

Fig. 3에서 RR이 증가함에 따라 메탄의 반응률이 모두 감소하였는데 이로 인해 Fig. 2의 최대 화염온도가 감소하였음을 알 수 있다[10]. 동일 RR에서 비교하면 기연 가스를 첨가함에 따라 Fig. 3(a) FIR의 반응률이 가장 큰 폭으로 감소하였다. 위 결과에서 식 (3)을 고려해보면, fs로 정의된 RR에 의해 기연 가스의 몰분율이 산화제 측보다 연료 측에 더 크게 첨가되는데 이러한 차이가 메탄의 반응률 감소에 영향을 미쳤을 것으로 사료 된다.

한편, Fig. 3의 모든 조건에서 메탄의 반응률은 RR이 증가함에 따라 산화제 노즐 측으로 점차 이동하였다. Fig. 3(a) FIR에서 연료류에 희석된 기연 가스의 화학종은 Table 2와 같이 70% 이상이 N2이다. 즉, 연료인 메탄보다 밀도가 큰 기연 가스가 희석되어 연료류의 모멘텀이 증가하였고 이로 인하여 정체면과 화염대의 위치가 이동한 것으로 판단된다. 앞선 FIR 및 FGR 선행 연구인 Feese[7]는 N2를 희석제로 도입하여 확산화염의 거동을 비교하였는데, FIR의 정체면은 N2로 인해 모멘텀이 증가하여 산화제 노즐 측으로 이동하였다고 언급하였다. Fig. 3(c) FGR에서는 산화제인 공기와 기연 가스에 포함된 화학종 간의 분자량 차로 인해 산화제류의 모멘텀이 감소하였고[8], 이로 인하여 화염대 또한 산화제 노즐 측으로 이동하였다. 그러나 Fig. 3(c)에서 정체면의 위치는 거의 차이가 없었다. Fig. 3(b) FIR+FGR에서는 연료류의 모멘텀 증가와 산화제류 모멘텀 감소로 인해 재순환 방식 중 화염대가 가장 산화제 노즐 측으로 크게 이동하였다.

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Fig. 3.

Influence of fuel reaction rate profiles at Toxi,0 = 373 K with (a) FIR, (b) FIR+FGR and (c) FGR.

세 가지 재순환 방식에서의 소화 경계를 고려하여 RR = 10%에서 주 화학종(N2, H2O, CO2, O2)과 NO의 몰분율, 그리고 온도분포를 Fig. 4에 나타내었다. Fig. 4(a)Toxi,0 = 293 K, (b) Toxi,0 = 373 K이다. FIR의 경우 0 cm, FGR은 1.5 cm, FIR+FGR의 경우 양단에서 기연 가스가 공급되는 것을 가시적으로 확인할 수 있다. 공급되는 메탄과 기연 가스는 식 (3)에 의하여 재순환 방식에 따라 도입되는 몰분율에 차이를 보이나, 노즐 사이에서의 온도분포와 CO2, H2O의 생성 거동은 Fig. 4의 모든 조건에서 유사하다. 반면에 Fig. 4의 NO 몰분율은 FIR 방식에서 가장 낮았으며, 화염대에서 FIR의 최대 NO 몰분율은 FGR의 (a) 53%, (b) 56% 수준으로 상당히 낮게 나타났다. Fig. 4(b)에서는 예열공기로 인하여 최대 화염온도가 증가하였으며 이로 인해 (a)보다 전체적인 NO 생성률이 증가하였다. 일반적으로 메탄 연소에서의 NO의 생성은 화염 온도가 1,800 K 이하일 경우 열적 NO의 중요도가 낮아지는데[23], Fig. 2에서 최대 화염온도는 RR = 10% 전후에서 1,800 K 이하로 떨어지기 때문에 열적 NO 이외의 타 NO 메커니즘의 반응경로를 확인할 필요가 있다. 재순환 방식에 따른 NO 생성 메커니즘은 다음 3.3절에서 상세히 논할 예정이다.

3.3 재순환 방식에 따른 NO 저감 비교

앞선 Fig. 4에서 연료 측과 산화제 측의 NO 몰분율은 노즐 출구 이후 점차 감소하였다가, 화염대에서 메탄의 산화 반응으로 인해 NO가 생성되어 증가하였다. 따라서 화염대에서의 NO 생성을 논하기 이전에 연료 측과 산화제 측에 기연 가스가 도입될 때 어떠한 반응경로가 NO 감소에 영향을 미쳤는지 확인하고자 하였다.

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Fig. 4.

Mole fraction of major species (solid line) and NO (dash line) and Temperature at Toxi,0 = (a) 293 K, (b) 373 K with three recirculation methods (RR = 10%).

Fig. 5Toxi,0 = 373 K 조건에서 FIR+FGR, RR = 10%의 (a) 연료 측과 (b) 산화제 측 노즐 출구 그리고 두 노즐 출구 사이의 (c) 전체 노즐에서의 Total NO 생성에 지배적인 반응식들을 비교하였다. 반응식 우측에 표기한 번호(R-)는 GRI v-3.0의 반응번호이다. Fig. 5에서 Total NO의 생성률이 음의 값을 가졌는데, 이는 반대로 NO의 소멸률을 의미한다. Fig. 5(a)에서는 NO2 생성반응인 R186, R187이 NO 소멸에 가장 영향을 미쳤고 반대로 R189에서는 NO2를 통해 NO가 생성되었다. 메탄 연소의 반응경로에서 NO2는 NO에서 생성되는 2차 생성물로 알려져 있는데, 본 연구에서는 재순환 시 기연 가스에 포함된 NO가 R186, R187로 소모되었고 두 반응으로 생성된 NO2가 다시 R189에서 NO로 재생성되었음을 알 수 있다[23,26]. Fig. 5(a) 연료 측에서 CH4는 기연 가스 내 포함된 OH 라디칼과 반응하여 CH3, CH2 라디칼 등을 연쇄적으로 생성하는데, 이때 생성된 CH2는 재순환된 NO와 반응하여(R249-R251) NO를 감소시켰다. Fig. 5(b) 산화제 측에서는 (a)보다 생성률이 낮아 y축 범위가 두 자릿수 작게 도시하였으며 Fig. 5(b) 또한 R186과 R187이 NO 소멸에 크게 기여하였다. 특히 R186의 경우 NO와 반응한 HO2는 연료 및 산화제 측 모두 기연 가스 내 포함된 H 라디칼과 O2, N2 또는 H2O와의 반응(R35, R36)을 통해 주로 생성되었다.

H+O2+H2OHO2+H2O(R35)

H+O2+N2HO2+N2(R36)

그러나 Fig. 5(b)에서 NO2로 인한 NO 생성률(R189)은 거의 변화가 없었으며 y축 범위를 고려할 경우 그 외 다른 반응식은 생성 정도가 미미하여 그래프 내 표기하지 않았다. Fig. 5(c)는 전체 노즐에서의 Total NO와 Fig. 5(a), (b)에서의 반응식을 함께 도시하였다. 0 cm에서 정체면으로 갈수록 Total NO의 소멸률이 감소하나 0.6 cm까지 NO 소멸반응이 지속되므로 Fig. 4(b)의 NO 농도가 점차 감소하였음을 알 수 있다. 이후 높은 화염온도로 인하여 열적 NO인 R179, R180을 통해 NO 생성이 가장 크게 나타났다.

기연 가스의 NO가 화염대에 도달하기 이전에 Fig. 5와 같이 노즐 부근의 유동 내 화학 반응으로 소모되므로 노즐 부근에서와 화염대에서의 NO 저감을 비교하고자 하였으며 이를 NO 배출 지수(emission index of NO, 이하 EINO)로 나타내었다[27].

(4)
EINO=0LWNOw˙NOdx-0LWFw˙Fdx

위 식에서 W는 분자량, wi˙i-화학종의 생성률을 의미하며, F는 연료인 메탄만을 고려하였다. 식 (4)는 두 가지 방식으로 나누어 계산하였는데, 첫 번째는 L에서의 전체 NO 생성률을 반영한 기존 방식의 EINO이고, 두 번째는 앞 Fig. 5에서 확인한 노즐 부근에서의 NO 소멸반응을 제외한 화염대에서의 NO 생성률을 반영하여 EINO를 계산하였다. 이때 화염대는 초기온도 기준으로 조건별 온도 구배가 발생하는 구간으로 정의하였다.

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Fig. 5.

Dominant NO production rates at (a) fuel side, (b) oxidizer side and (c) the whole nozzle at Toxi,0 = 373 K with FIR+FGR (RR = 10%).

위 방식으로 상온 및 예열공기 조건에서의 EINO를 계산하여 Fig. 6에 도시하였다. 두 번째 방식인 화염대에서의 EINO의 경우 그래프 내 ‘–flame’으로 표기하였다. 그 결과 EINO는 RR이 증가함에 따라 감소하였으나 기존 방식인 전체 EINO는 일정 RR 이후 음수값을 가졌다. 앞선 Fig. 4의 화염대에서 NO 농도는 증가하나 화염대에서 생성되는 NO의 생성률보다 노즐 부근에서의 NO 소모율이 높아져 식 (4)의 분모의 값은 음수가 되기 때문이다. Fig. 6(a)과 (b)는 전체 EINO가 화염대에서의 EINO보다 상당히 낮았으나 Fig. 6(c)의 경우 두 EINO의 차이가 작게 나타났다. 이는 연료 측에 희석된 높은 NO 농도가 NO 소멸반응을 촉진하였기 때문이다. 기연 가스 희석 시 EINO가 음수 값을 가지는 현상은 이전 연구[8]에서도 확인할 수 있다. 한편 화염대에서의 EINO는 그래프 상으로 크게 차이나지 않았으나 RR = 10%의 화염대에서 EINO는 FIR(0.94 g/kg) < FIR+FGR(1.02 g/kg) < FGR(1.12 g/kg) 순으로 FIR이 가장 낮았다. 예열공기의 경우 모든 재순환 방식에서 EINO가 증가하였고 RR에 따른 EINO 감소율은 상온 조건과 거의 일치하였다.

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Fig. 6.

EINO of ambient and preheated air with (a) FIR, (b) FIR+FGR and (c) FGR. The meaning of ‘-flame’ is EINO calculated in the flame zone except near the nozzles.

마지막으로 Fig. 7에서는 화염대에서 생성된 NO를 분석하기 위하여 NO 생성 메커니즘에 따라 NO 기여도를 평가하고자 하였다. 일반적으로 NO 생성 경로는 열적 NO, N2O, NO2 그리고 Fenimore 메커니즘으로 구분된다[23]. GRI v-3.0는 40개의 NO 관련 반응식을 포함하고 있으며 각 메커니즘의 주요 반응식은 GRI v-3.0을 사용한 이전 연구[10,28]를 참고하였다.

(1) 열적 NO 메커니즘

N+NON2+O(R178)

N+O2NO+O(R179)

N+OHNO+H(R180)

(2) N2O 메커니즘

N2O+ONO+NO(R182)

NH+NON2O+H(R199)

NCO+NO=N2O+CO(R228)

(3) NO2 메커니즘

HO2+NO=NO2+OH(R186)

NO+O+M=NO2+M(R187)

NO2+O=NO+O2(R188)

NO2+H=NO+OH(R189)

(4) Fenimore 메커니즘은 N2+CHHCN+N(R240)의 개시반응을 기점으로 여러 중간 생성물과의 복잡한 상호작용을 통해 NO를 생성한다. 따라서 Fenimore 메커니즘의 기여도는 전체 NO 생성에서 위 세 가지 메커니즘의 합을 제외한 나머지로 고려하였다[10].

Fig. 7은 예열공기 조건의 화염대에서 생성된 전체 NO와 네 가지 메커니즘의 기여도를 나타내었다. 이때 기여도의 계산은 NO 생성 메커니즘에 포함된 반응식의 NO 생성률을 적분한 값의 합이다. Fig. 7에서 NO 생성에 가장 크게 기여하는 메커니즘은 열적 NO이며 이는 모든 재순환조건에서 동일하다. 반면 Fenimore 메커니즘은 NO의 소멸반응이 주되게 나타났다. 두 메커니즘에 비하여 N2O와 NO2 메커니즘의 기여도는 무시할 수 있을 정도로 작았으나 NO2의 경우 연료 측에 재순환을 한 경우에만 NO의 생성 및 소멸에 기여하였다. 특히 FIR에서는 RR = 10% 이후 NO 생성률이 증가하였는데, 이는 NO에서 NO2로의 반응인 R186, 187이 감소하였기 때문이다. 전체 NO 생성에서 Fig. 7(a) FIR은 RR이 증가함에 따라 Fenimore를 통한 NO 소멸반응이 크게 억제되었다. 이는 Fenimore 메커니즘 내 개시반응 R240의 역반응이 RR이 증가함에 따라 약화되기 때문이다. 그러나 낮은 화염 온도로 인해 열적 NO의 생성 또한 감소하여 FIR의 전체 NO가 감소하였다. Fig. 7(c) FGR에서는 RR에 따라 열적 NO가 점차 감소하였으며, FIR과 달리 Fenimore 메커니즘에 의한 NO 소멸반응은 RR = 15%에서도 유효하였다. Fig. 7(b) FIR+FGR은 FIR과 FGR 사이의 NO 특성을 나타내었으나 Fenimore의 경우 연료 측 재순환의 영향으로 기여율이 RR = 0%보다 50% 이하로 감소하였다.

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Fig. 7.

Integrated NO production rate for four NO mechanisms with (a) FIR, (b) FIR+FGR and (c) FGR.

4. 결 론

메탄-공기 대향류 확산화염에서 세 가지 방식의 외부 배기가스 재순환 방식에 따른 화염 특성 및 NO 저감 효과에 관한 수치해석을 진행하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) FIR, FIR+FGR, 그리고 FGR 시 최대 화염온도는 FIR이 가장 낮았으며 화염 소화 경계의 경우 FGR이 가장 넓게 계산되었다. 예열공기 373 K의 경우 모든 재순환 방식의 소화 경계가 넓어졌다.

2) 기연 가스 내 NO는 화염대에 도달하기 이전에 노즐 부근에서 NO 생성률이 감소하는데 연료류에서의 NO2 메커니즘을 통한 소멸반응이 지배적으로 작용하였다.

3) 전체 EINO와 화염대에서의 EINO를 비교한 결과 FIR과 FIR+FGR의 NO 배출 경향이 일치하였다. 화염대에서의 EINO 또한 동일 RR에서 FIR이 가장 낮게 계산되었다.

4) 화염대에서의 NO 생성은 열적 NO 메커니즘의 기여율이 가장 높게 나타났으며, Fenimore메커니즘의 경우 NO 소멸에 기여하였다. NO2 메커니즘의 경우 연료류의 RR이 증가함에 따라 NO 생성에 다소 기여하였다.

Acknowledgements

본 연구는 2022년 한국산업기술평가관리원 산업소재 핵심기술개발사업(20005788)과 한국에너지기술평가원(20181110100290)의 지원을 받아 수행되었으며 이에 감사드립니다.

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