Evaluation of Thermal Performance and Industrial Boiler by Carbon-Free Fuel Conversion

Jonghwan An; Hyeonrok Choi; Won Yang; Changkook Ryu; Seong-il Kim

doi:10.15231/jksc.2025.30.4.001

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Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 31 December 2025. 1-18
https://doi.org/10.15231/jksc.2025.30.4.001

Evaluation of Thermal Performance and Industrial Boiler by Carbon-Free Fuel Conversion

산업용 보일러의 무탄소 연료 전환에 따른 열 성능 평가

Jonghwan An¹²

Hyeonrok Choi¹²

Won Yang¹

Changkook Ryu²

Seong-il Kim¹^†

안 종환¹²

최 현록¹²

양 원¹

류 창국²

김 성일¹^†

¹Low-carbon Emission Control Technology R&D Department, Research Institute of Sustainable Development Technology, Korea Institute of Industrial Technology

²School of Mechanical Engineering, Sungkyunkwan University

¹한국생산기술연구원 지속가능기술연구소 저탄소배출제어연구부문

²성균관대학교 기계공학부

^{*Corresponding Author}

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

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ABSTRACT

The conversion of industrial boilers to carbon-free fuels is one of the strategies for reducing carbon emissions. Hydrogen and ammonia, as representative carbon-free fuels, emit no CO₂ during combustion, and when co-fired with LNG in existing boilers, affect flame temperature, flue gas composition, and flow rate, thereby influencing overall heat transfer characteristics. To evaluate these effects, a process simulation-based model dividing the boiler into radiation and convection zones was developed. The variations in radiative and convective heat transfer characteristics according to variation in the co-firing ratio were quantitatively analyzed, and boiler efficiency was assessed. Variations in flame temperature and flue gas composition affected furnace emissivity and radiative heat transfer, which in turn influenced flue gas temperature, flow rate, and convective heat transfer. As a result of the simulation, hydrogen co-firing increased radiative heat transfer and decreased convective heat transfer, leading to improved boiler efficiency. In contrast, ammonia co-firing decreased radiative heat transfer and increased convective heat transfer, resulting in degraded boiler efficiency. These findings are expected to serve as a basis for the design and operational optimization of industrial boilers utilizing carbon-free fuels.

Keywords

Industrial boiler

Hydrogen co-firing

Ammonia co-firing

Heat transfer mechanism

Boiler efficiency

MAIN

기 호 설 명
1. 서 론
2. 해석 방법론
2.1 대상 산업용 보일러
2.2 모델 접근 방법
2.3 모델 검증
3. 해석 결과
3.1 수소 및 암모니아 혼소 물질 정산
3.2 복사부 열전달 결과
3.3 복사·대류 혼합부 열전달 결과
3.4 대류부 열전달 결과
3.5 보일러 효율 평가
4. 결 론

기 호 설 명

${\dot{Q}}_{r}$ : Radiation heat transfer rate [kW_th]

${\dot{Q}}_{f u e l}$ : Fuel sensible heat [kW_th]

${\dot{Q}}_{a i r}$ : Air sensible heat [kW_th]

${\dot{Q}}_{c o m b}$ : Combustion heat of fuel [kW_th]

${\dot{Q}}_{g a s}$ : Flue gas sensible heat [kW_th]

${\dot{Q}}_{l o s s}$ : Heat loss [kW_th]

${\dot{Q}}_{c}$ : Convection heat transfer rate [kW_th]

${\dot{Q}}_{r c}$ : Radiation and convection heat transfer rate [kW_th]

${\dot{Q}}_{e x i t}$ :Furnace exit flue gas sensible heat [kW_th]

${\dot{Q}}_{o u t}$ : Exhaust gas sensible heat [kW_th]

${\dot{Q}}_{i n p u t}$ : Heat input [kW_th]

$T_{f l}$ : Flame temperature [K]

$T_{w a}$ : Wall temperature [K]

$T_{r e f}$ : Reference temperature (1200 K)

$T_{r a d}$ : Radiation chamber exit flue gas temperature [K]

$T_{g a s}$ : Furnace exit flue gas temperature [K]

$ε_{f u r}$ : Furnace emissivity [-]

$ε_{f}$ : Flame emissivity [-]

$ε_{g a s}$ : Gas emissivity [-]

$ε_{l u}$ : Luminous flame emissivity [-]

$ε_{w a l l}$ : Wall emissivity [-]

$ε_{e}$ : Effective emissivity [-]

𝜆 : Excess air ratio [-]

$a$ : Weighted factor [-]

$b$ : Coefficient of the present WSGGM [-]

$K$ : Absorption coefficient [atm^-1m^-1]

$P_{t}$ : Total pressure of the mixture : Sum of P_CO2 and P_H2O[atm]

$Y_{C}$ : Molar fraction CO₂[-]

$Y_{H}$ : Molar fraction H₂O [-]

$L$ : Path length [m]

1. 서 론

급격한 기후 변화에 대응하기 위해 전 세계 각국은 탄소중립 목표 달성을 위한 다양한 탄소 배출 저감 전략을 수립하고 기술적, 정책적 노력을 기울이고 있다. 국내 탄소 배출은 발전, 산업, 운송, 건물 등 다양한 부문에서 발생하며, 이 중 발전 부문과 산업 부문이 전체 배출량의 대부분을 차지한다. 2022년 기준 산업 부문의 탄소 배출량은 약 2억 2260만 톤으로 전체 배출량의 약 35.7%를 차지한다[1]. 산업 부문의 주요 배출원은 철강, 시멘트, 석유화학 등 에너지 다소비 업종이며, 해당 업종들은 고온 열원 공급을 위해 화석연료 기반의 에너지 사용이 여전히 지배적이다. 특히 산업용 보일러는 증기 및 온수 공급을 위한 핵심 설비로, 산업 공정 내 에너지 소비의 상당 부분을 차지하며 고정적이고 지속적인 탄소 배출원으로 작용한다. 따라서 산업용 보일러의 무탄소 연료로의 전환은 산업 부문 탄소 배출량 감축에 있어 핵심적인 수단 중 하나로 평가된다.

기존 화석 연료 의존도를 낮추고 탄소중립을 실현하기 위한 수단으로, 수소와 암모니아 연료를 활용한 기술 개발이 활발히 이루어지고 있다[2,3,4]. 네덜란드의 BDR Thermea 그룹은 2019년 100% 수소 보일러를 주택 난방용으로 실증 운전하였으며, 이를 통해 기존 천연가스 기반 인프라를 활용한 수소 공급 및 안정성 등에 대한 검증을 수행하였다[5,6]. 영국은 Hy4Heat 프로젝트를 통해 수소 혼소 및 전소 가정용 보일러와 조리 기기를 단계적으로 개발하고 있으며, 일부 시범 주택 단지에서 실제 운전 시험을 수행하고 있다[7]. 유럽 내 일부 보일러 제조사는 산업용 수소 보일러 개발을 추진 중이며, EU Horizon 프로그램과 같은 국제 연구 프로젝트를 통해 수소 혼소 조건에 대한 성능 검증을 진행하고 있다[8,9]. 미국은 주로 대규모 산업용 보일러 및 발전용 터빈을 대상으로 한 수소 연료 적용 연구를 수행하고 있으며, 일부 지역에서 수소 혼소 및 전소 기반 산업용 보일러의 파일럿 규모 실험이 진행되고 있다[10]. 일본은 보일러 전문 기업을 중심으로 가정 및 소형 상업용 수소 보일러 개발을 추진하고 있으며, 수소 전용 보일러와 수소-도시가스 혼소 보일러를 개발하여 일부 지역에서 시범 운전하고 있다[11]. 중국은 국가 신에너지 계획에 따라 산업용 보일러를 대상으로 수소-천연가스 혼소 기술 개발을 수행하고 있으며, 최근 상하이와 장쑤 지역을 중심으로 수소-천연가스 혼소 보일러 상용 실증을 확대하고 있다[12]. 국내에서도 수소 보일러 개발 및 실증을 위한 연구가 진행 중이다. 한국 정부는 2030년까지 수소 보급 확대 및 관련 인프라 구축을 목표로 수소 경제 로드맵을 수립하고, 가정 및 산업용 수소 보일러 기술 개발을 포함한 다양한 연구개발 과제를 지원하고 있다[13].

수소는 연소 시 수증기만 생성하고, 암모니아는 연소 시 수증기와 질소만 배출하는 무탄소 연료로, 기존 화석 연료의 대체제로 주목받고 있다. 수소는 높은 저위발열량(120 MJ/kg)으로 인해 연료로써 장점을 가지고 있지만 높은 단열 화염 온도로 인해 열적 질소산화물(thermal NO_x) 생성 가능성이 높고, 빠른 연소 속도 및 낮은 착화 온도는 화염 역화 및 폭발 안정성 확보에 어려움을 초래할 수 있다. 반면 암모니아는 연소 속도가 느리고 착화 온도가 높아 연소 안정성 측면에서는 비교적 유리한 특성을 보이나, 연소 반응이 느려 불완전 연소 및 화염 유지에 어려움이 있을 수 있다. 또한 연소 시 다량의 질소산화물(NO_x)이 생성될 수 있다는 단점이 있다. 이러한 단점을 극복하기 위해 수소 및 암모니아의 기초 연소 특성에 관한 다양한 연구가 수행되었다. 수소 연소 시 초기 온도, 압력, 착화 조건에 따른 최하 연소 한계 변화에 대한 연구가 수행되었으며, 이를 통해 연소 안정성을 확보하고자 하였다[14,15,16]. 또한, 부분 예혼합 방식 적용, 압력 및 당량비 조절, 산화제 조성 변화 등을 통한 thermal NO_x 저감 방안도 제시되었다[17,18,19]. 암모니아 연소 특성에 관한 연구로는, 예혼합 화염 조건에서의 층류 화염 및 난류 화염 특성에 대한 실험적 및 수치적 연구가 진행되었으며[20,21,22,23,24], 산소 및 수소와 같은 첨가제를 활용하여 낮은 연소 속도를 보완하기 위한 연구도 수행되었다[25,26]. 이와 함께 NO_x 생성을 최소화하기 위해 체류 시간 및 예혼합 조건을 조절하는 방식의 최적화 연구도 수행되었다[27,28].

연료 혼소에 대한 시뮬레이션 연구도 진행되고 있다. CFD(Computational Fluid Dynamics) 및 Aspen plus와 같은 공정 시뮬레이션 도구를 활용하여 혼소율 변화가 연소 특성 및 NO_x, CO₂ 배출 특성에 미치는 영향을 정량적으로 분석하였다[29,30]. Kim 등[31]은 암모니아 혼소에 대한 시뮬레이션을 수행했다. 870 MW_e 초임계 PC 보일러를 대상 시스템으로 선정하여 암모니아 혼소율이 변화하는 조건에서 열전달률, 이산화탄소 배출량 등을 비교했다. Choi 등[32]은 가스터빈 복합발전 플랜트에서 수소 혼소율 변화가 시스템 성능에 미치는 영향을 정량적으로 분석하였다. 이를 위해 터빈 입구 온도 고정, 가스 터빈 출력 고정 등 다양한 운전 조건을 설정하고, 혼소율 변화에 따른 열효율 및 출력 변화를 체계적으로 평가하였다. Yang 등[33]은 2.8 MW_th 응축 보일러를 대상으로 수소 혼소에 대한 시뮬레이션을 수행했다. 해당 연구는 일정한 열부하 조건에서 응축 보일러 성능에 대한 혼소율의 영향을 분석하였다. 그 결과 수소 전소 조건에서 응축 보일러의 성능이 8.77% 향상되었다.

(1)

H_{2} + \frac{1}{2} O_{2} \to H_{2} O

(2)

N H_{3} + \frac{3}{4} O_{2} \to \frac{3}{2} H_{2} O + \frac{1}{2} N_{2}

수소 및 암모니아는 식 (1), (2)에서 볼 수 있듯이 메탄에 비해 연소 시 필요한 공기량이 적으며, 탄소를 배출하지 않는 무탄소 연료이다. 이에 따라 기존 연료와 혼소 또는 전소 시 배가스 유량 및 조성이 변화하며, 이는 복사 및 대류에 의한 열전달 특성에 직접적인 영향을 미친다. 하지만 이전 보일러 시스템의 열 성능 평가는 연료 혼소의 영향은 고려하지 않은 열 손실법 또는 입출열법과 같은 에너지 수지 기반의 분석 방법을 적용하고 있다. 이러한 방법들은 전체적인 에너지 흐름을 파악하는데 유용하지만, 세부적인 복사 및 대류 열전달 특성 변화를 정확히 반영하지 못하며, 연료 전환에 따른 영향을 정량적으로 평가하기 어렵다는 한계가 있다. 이에 본 연구에서는 LNG를 연료로 하는 산업용 보일러를 대상으로, C++ 기반의 In-house code를 활용하여 열전달 특성을 반영할 수 있는 성능 평가 모델을 개발하였다. 이 성능 평가 모델을 활용하여 수소 및 암모니아 혼소율 증가에 따른 단열 화염 온도 변화, 배가스 조성 및 유량 변화를 반영하여 복사 및 대류 열전달 특성을 정량적으로 분석하였다. 이를 기반으로 보일러의 효율을 평가하여 수소 및 암모니아와 같은 무탄소 연료를 적용할 수 있는 산업용 보일러의 설계 및 운전 최적화에 활용할 수 있다.

2. 해석 방법론

2.1 대상 산업용 보일러

본 연구에서는 해석 대상으로 증기 생산량 0.5 ton/hr 산업용 관류 보일러를 선정하였으며, 연료인 LNG는 주요 구성 성분인 메탄(CH₄)으로 단순화하여 공정 해석을 수행하였다. Fig. 1에 제시한 대상 보일러는 연소실과 급수 예열기로 구성되어 있으며, 각 구성 요소는 배가스 측과 물-증기 측으로 구분하고, 열전달 특성을 고려하여 세부적으로 모델링 하였다.

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Fig. 1.

Schematic configuration of a typical industrial boiler system.

연소실은 지배적인 열전달 메커니즘에 따라 복사부와 복사·대류 혼합부로 구분된다. 복사부는 고온 화염과 연소 생성물이 벽면에 직접적으로 노출되어 높은 수준의 복사 에너지가 집중적으로 전달되는 내측 수관 영역으로, 복사열전달이 지배적으로 작용한다. 반면 복사·대류 혼합부는 화염이 소멸된 이후의 배가스가 연소실을 따라 유동하는 외측 수관 영역으로, 배가스로부터 복사와 대류가 동시에 작용하여 열전달이 이루어진다. 연소실에서 배출된 배가스는 급수 예열기로 유입되어 배가스의 남은 현열을 활용하여 급수를 예열한다. 급수 예열기의 배가스는 상대적으로 낮은 온도와 빠른 유속으로 인해 대류 열전달이 지배적이다. 배가스는 급수 예열기에서 열전달을 마친 후 보일러 외부로 배출되며, 물은 급수 예열기를 거쳐 예열된 상태로 연소실 물-증기 측에 투입되어 증기로 전환된다.

보일러 성능 평가를 위한 기본 운전 조건은 Table 1에 정리하였다. 해석은 과잉 공기비 20% 조건에서 수행되었으며, 대상 보일러의 기준 연료인 메탄은 상온(25℃)에서 투입되었다. 메탄 투입 유량은 29 kg/hr이며, 이에 해당하는 보일러 입열량은 0.4 MW_th이다. 배가스 온도는 급수 예열기 입구에서 240℃, 출구에서 152℃로 운전된다. 물은 20℃로 공급되어 47.3℃까지 예열된 후 연소실 물-증기 측으로 유입된다. 증기 생산 온도는 급수 압력 11 bar에 해당하는 포화 증기 온도인 183.2℃이다.

Table 1.

Main operating conditions of the target industrial boiler

Component		Unit	Value
Excess air ratio		%	20
Heat input (based on LHV)		MW_th	0.4
Fuel	CH₄ flow rate	kg/hr	29
Fuel	Inlet temperature	℃	25
Flue gas	Furnace outlet	℃	240
	Feedwater preheater outlet	℃	152
	Feedwater preheater velocity	m/s	3.32
Water - steam	Flow rate	kg/hr	500
	Pressure	bar	11
	Feedwater temperature	℃	20
	Preheat temperature	℃	47.3
	Steam outlet temperature	℃	183.2

2.2 모델 접근 방법

보일러 시스템 내 열전달 모델은 연료 및 공기가 투입되는 배가스 측과 물이 공급되어 증기를 생산하는 물-증기 측으로 구성된다. 본 연구에서는 배가스 측을 연소실의 복사부와 복사·대류 혼합부로 구분하고, 급수 예열기를 대류부로 구분하였으며, 각 영역의 열전달 특성을 고려하여 열전달 메커니즘을 각각 적용하였다. 배가스 측과 물-증기 측은 Fig. 2에 제시한 바와 같이 0차원 집중 매개변수(lumped parameter) 모델을 기반으로 복사 및 대류 열전달을 통해 상호 열적으로 연결된다. 복사·대류 혼합부 출구 배가스 온도는 240℃, 대류부 출구 배가스 온도는 152℃를 기준으로 하였으며, 대류부 출구의 물-증기 측 온도는 47.3℃를 기준으로 하였다.

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Fig. 2.

Schematic of the 0-D lumped parameter model of radiant, radiant-convective and convection zone.

혼소 해석에서는 메탄-수소 및 메탄-암모니아 혼소 조건을 고려하였으며, 부피 기준 혼합비를 기반으로 혼소율을 정의하였다. 또한, 입열량을 일정하게 유지하기 위해 혼소율에 따른 각 연료 투입 유량을 산정하여 해석을 수행하였다. Table 2와 Table 3은 수소 및 암모니아 혼소율에 따른 각 연료 투입 유량, 공기 주입량과 배가스 유량을 나타낸다.

Table 2.

Fuel, air and flue gas flow rate according to hydrogen co-firing

Hydrogen co-firing ratio (%)	Flow rate (kg/hr)
Hydrogen co-firing ratio (%)	CH₄	H₂	Air	Flue gas
0	29.0	0.0	606.6	635.6
10	28.1	0.4	603.2	631.6
20	27.0	0.9	599.2	627.0
30	25.7	1.4	594.5	621.6
40	24.2	2.0	588.9	615.1
50	22.3	2.8	582.2	607.2
60	20.0	3.8	573.8	597.5
70	17.0	5.0	563.1	585.1
80	13.1	6.6	549.0	568.7
90	7.8	8.8	529.7	546.3
100	0.0	12.1	501.4	513.5

Table 3.

Fuel, air and flue gas flow rate according to ammonia co-firing

Ammonia co-firing ratio (%)	Flow rate (kg/hr)
Ammonia co-firing ratio (%)	CH₄	NH₃	Air	Flue gas
0	29.0	0.0	606.6	635.6
10	27.8	3.3	605.3	636.4
20	26.4	7.0	603.9	637.3
30	24.8	11.3	602.2	638.3
40	23.0	16.2	600.3	639.5
50	20.8	22.1	598.0	640.9
60	18.2	29.0	595.3	642.6
70	15.1	37.4	592.1	644.6
80	11.3	47.7	588.1	647.1
90	6.4	60.8	583.0	650.3
100	0.0	77.9	576.4	654.4

2.2.1 복사부 모델링

복사부는 주로 고온의 화염 및 연소 가스에 의한 열전달이 작용한다. 고온 연소 가스 환경에서는 스테판-볼츠만 법칙에 따라 복사열전달이 온도의 네제곱에 비례하여 급격히 증가하므로, 대류나 전도에 비해 지배적인 열전달 메커니즘으로 작용한다. 이에 본 연구에서는 복사부 내 복사 열전달량을 정량적으로 해석하기 위해 식 (3)과 같이, 복사열전달 식을 적용하였다. 복사 열전달량은 복사부 전열면적, 노 방사율, 화염 및 벽면 온도를 바탕으로 계산하였다.

(3)

{\dot{Q}}_{r} = A σ ε_{f u r} (T_{f l}^{4} - T_{w a}^{4})

또한, 복사부 내 열에너지 유동을 정량적으로 분석하기 위해 에너지 보존 법칙에 기반한 수지식을 적용하여 열에너지 정산을 수행하였다. 복사부 열에너지 정산에 사용된 식은 아래 식 (4)와 같다.

(4)

{\dot{Q}}_{fuel} + {\dot{Q}}_{air} + {\dot{Q}}_{comb} = {\dot{Q}}_{gas} + {\dot{Q}}_{r} + {\dot{Q}}_{loss}

좌변은 에너지 투입 항목으로 투입 연료 현열( ${\dot{Q}}_{fuel}$ ), 투입 공기 현열( ${\dot{Q}}_{air}$ ), 연료 연소열( ${\dot{Q}}_{comb}$ )로 구성되며, 우변은 에너지 배출 항목으로 배가스 출구 현열( ${\dot{Q}}_{gas}$ ), 복사열전달( ${\dot{Q}}_{r}$ ), 열 손실( ${\dot{Q}}_{loss}$ )로 구성된다.

연료(메탄, 수소, 암모니아)와 연소 공기의 투입 온도는 도시가스 및 공기 공급 특성을 고려한 산업용 보일러의 일반적인 운전 조건을 반영하여, 별도의 예열을 거치지 않은 상온(25℃)으로 투입되는 것으로 적용하였다[34]. 각 연료 유량과 연소 공기 유량 및 온도를 기반으로 투입물의 현열을 산정하였으며, 열 손실은 보일러 벽면, 배관 등을 통한 복사 및 누설 손실을 포함하여, 연료 연소열의 2%로 가정하였다[35]. 연소 후 발생하는 배가스는 주로 CO₂, H₂O, O₂, N₂ 등의 혼합 가스로 구성되며 각 성분의 조성과 온도 조건을 바탕으로 배가스 비열을 산출한 뒤, 배가스 유량과 온도를 적용하여 배가스 현열을 산출하였다. 이와 같은 복사부 열에너지 정산 과정을 통해 연료 조성 변화에 따른 복사열전달 특성의 영향을 정량적으로 평가할 수 있도록 하였다. 노 방사율은 복사부 내 복사열전달 해석에 주요한 매개변수로 작용한다. 본 연구에서는 복사부 내 복사 특성을 고온 화염 및 탄소입자(soot)에 의한 발광 복사 성분과 연소 가스에 의한 가스 복사 성분으로 구분하고, 이에 각각 대응하는 발광 화염 방사율(luminous flame emissivity)과 3원자 가스 방사율(flame emissivity of tri-atomic gases)을 산정하였다. 복사 경계면의 물리적 특성을 반영하기 위해, 벽면 방사율은 연소실 내 일반적인 금속 내장재를 기준으로 0.8로 설정하였다[35].

가스 방사율은 연소 가스에 의한 복사 성분에 대응하며, 가스 복사열전달은 주로 H₂O, CO₂와 같은 3원자 가스의 영향이 지배적이다. 다원자 분자는 특정 파장에서 강한 흡수 계수를 가지며 이를 통해 복사열전달에 크게 기여한다. 이에 따라 본 연구에서는 3원자 가스의 방사율을 정량적으로 평가하기 위해 bordbar 등[36]이 제안한 WSGGM (Weighted Sum of Gray Gas Model)을 적용하였다. WSGGM은 다양한 온도 및 조성 조건에서 H₂O 및 CO₂의 복사 특성을 반영하여, 여러 개의 상이한 흡수 계수를 갖는 회색 가스의 선형 조합을 통해 실제 복사 스펙트럼을 근사하는 모델이다. 이를 통해 복잡한 스펙트럼 계산 없이 효율적이고 신뢰성 있는 가스 방사율 예측이 가능하다. WSGGM에서 가스 방사율은 다음과 같은 식으로 계산한다.

(5)

ε_{g a s} = \sum_{i = 0}^{N_{g}} a_{i} (1 - e^{- K_{i} P_{t} (Y_{C} + Y_{H}) L})

(6)

a_{i} = \sum_{j = 1}^{5} b_{i, j} {(\frac{T}{T_{r e f}})}^{j - 1}

WSGGM은 적용 가능한 MR(molar ratio, mole fraction H₂O/mole fraction CO₂) 범위에 제한이 있다. MR이 0.01 이상 4 이하인 경우 신뢰할 수 있는 결과를 제공하지만, 이 범위를 벗어날 경우 모델의 정확성 및 신뢰도가 저하될 수 있다. 이러한 적용 범위의 한계는 메탄을 연료로 사용하는 대상 보일러에 무탄소 연료(수소, 암모니아)를 혼소할 경우 더욱 영향을 받는다. 수소 및 암모니아 혼소 시 연료 연소를 위한 투입 공기량이 감소함에 따라 배가스 유량이 감소하고, H₂O 배출 증가 및 CO₂ 배출 감소로 인해 MR 값이 상승하여 모델의 유효 범위를 벗어날 가능성이 높다. 이에 본 연구에서는 WSGGM의 적용 범위를 보완하기 위해 Extended WSGGM을 함께 활용하였다[37]. WSGGM 적용 범위를 벗어난 MR 4 초과 구간에서는 상한 계수(MR=4)와 Table 4에 나타낸 순수 H₂O 조건 계수 간 보간을 통해 방사율을 산출하였으며, MR 0.01 미만 구간에서는 하한 계수(MR=0.01)와 Table 5에 나타낸 순수 CO₂ 조건 계수 간 보간을 통해 방사율을 산출하였다. WSGGM과 Extended WSGGM을 함께 활용함으로써, MR 전체 범위에 대한 연속적인 가스 방사율 예측이 가능하도록 하였다.

Table 4.

WSGGM coefficient for pure H₂O at 1atm

i	k_p,i(m^-1atm^-1)	b_i,1	b_i,2	b_i,3	b_i,4	b_i,5
1	0.080479	0.66702	-1.22841	1.428908	-0.62679	0.096285
2	0.955721	0.234343	-0.31923	0.886735	-0.59278	0.118582
3	8.005283	-0.1793	1.683454	-2.13699	1.020422	-0.1724
4	76.13186	0.345597	-0.75104	0.631318	-0.24165	0.03531

Table 5.

WSGGM coefficient for pure CO₂ at 1atm

i	k_p,i(m^-1atm^-1)	b_i,1	b_i,2	b_i,3	b_i,4	b_i,5
1	0.032728	0.849514	-1.496812	1.361406	-0.555170	0.080766
2	0.422966	-0.110310	0.936396	-1.250799	0.652783	-0.120696
3	4.905367	0.173172	-0.517422	0.825684	-0.499886	0.100874
4	108.5440	0.039954	0.142301	-0.164948	0.051408	0.003493

Fig. 3은 일정한 온도 조건(1000 K, 1500 K, 2000 K)에서 MR 변화에 따른 가스 방사율 계산 결과를 나타낸다. 일반적으로 MR이 증가함에 따라 H₂O의 복사 기여도가 상대적으로 커지고, CO₂의 영향이 작아짐에 따라 가스 방사율이 증가하는 경향을 보이나, MR≈4 부근에서 일시적으로 감소한 후 다시 증가하는 비선형적 거동이 관찰되었다. 이러한 경향은 실제 연소 환경에서 나타나는 물리적 거동이라기보다는, 기존 WSGGM과 Extended WSGGM 간 모델 전환 구간에서 발생하는 수치적 보간 한계에 기인한 것으로 해석된다. 따라서 해당 구간에서의 가스 방사율 변화는 노 방사율 및 복사열전달 해석 모델 적용 시 해당 특성을 고려하여 해석해야 한다.

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Fig. 3.

Gas emissivity according to molar ratios (H₂O/CO₂) under the various temperature.

발광 화염 방사율은 고온 화염 및 연소 중 생성되는 탄소 입자에 의해 발생하는 복사 성분에 대응하며, 이 중 탄소 입자의 영향이 크게 작용한다. 발광 화염 방사율은 식 (7)을 통해 산출되며, 이때 탄소 입자에 의한 복사 흡수 계수 $k_{c}$ 는 식 (8)과 같이 정의된다[38]. 연료의 탄소 대 수소 비(C/H 비율)가 높을수록 탄소 입자의 형성이 활발해지므로, 발광 화염 방사율이 증가한다.

(7)

ε_{l u} = 1 - e^{- (k_{y} r + k_{c}) P S}

(8)

k_{c} = (2 - λ) (0.00016 T_{g a s} - 0.5) \frac{C}{H}

화염 방사율은 식 (9)와 같이 발광 화염 방사율과 가스 방사율의 선형 결합 형태로 계산되었으며, 결합 계수 m을 적용하여 두 성분의 기여도를 반영하였다[38].

(9)

ε_{f} = m ε_{l u} + (1 - m)_{ε_{g a s}}

계수 m은 화염 영역의 체적 열용량에 따라 결정되며, 이는 발광 복사 성분에 대한 상대적 기여도를 정량화하는 인자로 해석된다. 일반적으로 체적 열용량이 클수록 고온 화염 및 탄소 입자에 의한 영향이 증가하여 m 값이 증가한다. 본 연구에서는 $q_{v} \leq 4 \times 10^{5} W \cdot m^{- 3}$ 일 때 $m$ =0.16, $q_{v} > 1.2 \times 10^{6} W \cdot m^{- 3}$ 일 때 $m$ =0.6으로 설정하였으며, 사이 구간에 대해서는 경곗값을 기준으로 선형 보간법을 적용하여 m 값을 산정하였다.

노 방사율은 산정된 발광 화염 방사율과 가스 방사율을 바탕으로 계산된 화염 방사율과, 설정된 벽면 방사율을 기반으로 식 (10)과 같이 산출하였다[38].

(10)

ε_{fur} = 1 / (1 / ε_{f} + 1 / ε_{wall} - 1)

본 연구에서는 발광 화염 방사율, 가스 방사율, 벽면 방사율 등 구성 요소 별 방사 특성을 통합하여 노 방사율을 산정하였으며, 이를 바탕으로 복사부 내 복사열전달 특성을 정량적으로 해석할 수 있도록 하였다. 또한, 발광 화염 및 가스 복사 메커니즘을 함께 고려함으로써, 수소 및 암모니아 혼소와 같은 다양한 연료 조건에 따른 복사열전달 특성 변화를 반영할 수 있도록 구성하였다.

2.2.2 복사·대류 혼합부 모델링

복사부 이후 상대적으로 낮은 온도의 배가스로 인해 복사·대류 혼합부에서는 복사와 대류가 동시에 주요 열전달 메커니즘으로 작용한다. 혼합부 내 열전달량을 정량적으로 평가하기 위해 식 (11)과 같은 열전달 식을 적용하였다. 열전달량은 복사·대류 혼합부 전열면적, 총괄 열전달 계수, 가스 측과 벽면의 온도 차를 기반으로 계산하였다.

(11)

{\dot{Q}}_{r c} = U \times A \times (T_{r a d} - T_{w})

총괄 열전달 계수( $U$ )는 복사 및 대류 열전달 계수와 내부 열전달 계수, 파울링 계수를 고려하여 다음과 같이 계산하였다.

(12)

U = 1 / (1 / (h_{r a d} + h_{c o n v}) + 1 / h_{i} + f_{o})

복사열전달 계수는 식 (13)을 기반으로 계산하였으며[35], 화염의 직접적인 영향인 발광 화염 방사율을 제외하고, 3원자 가스 방사율과 벽면 방사율로부터 산출한 유효 방사율을 적용하였다. 대류 열전달은 복사열전달에 비해 유체 유동 특성에 민감하게 반응하기 때문에 대류 열전달 계수 및 내부 열전달 계수는 유체 유동 특성인 유속, 열전도도, 점성도를 이용하여 계산하였다. $h_{c o n v}$ 는 배가스 측에서 벽 측으로의 대류 열전달 계수이며, 식 (14)와 같이 Zukauskas 식을 사용하여 계산하였다[39]. 벽 측에서 물-증기 측으로의 내부 열전달 계수를 나타내는 $h_{i}$ 는 식 (15)와 같은 Dittus-Boelter 식을 사용하였다[35]. 파울링 계수( $f_{o}$ )는 일반적으로 오염에 의한 추가적인 열 저항을 나타내지만 본 연구에서는 운전 조건에 맞춰 모델의 정확성을 확보하기 위한 조정 계수로 활용하였다.

(13)

h_{rad} = σ ε_{e} T_{rad}^{3} (1 - {(\frac{T_{wall}}{T_{rad}})}^{4}) / (1 - \frac{T_{wall}}{T_{rad}})

(14)

h_{conv} = C R e^{m} {Pr}^{0.36} {(\frac{\Pr}{\Pr_{s}})}^{0.25} \frac{k_{gas}}{D_{o}}

(15)

h_{i} = 0.023 R e^{0.8} {Pr}^{0.4} \frac{k}{D_{i}}

복사부와 같이 복사·대류 혼합부 내 열에너지 유동을 정량적으로 평가하기 위해 에너지 수지식을 적용하여 열정산을 수행하였다. 열정산에 사용된 에너지 수지식은 아래 식 (16)과 같다.

(16)

{\dot{Q}}_{g a s} = {\dot{Q}}_{r c} + {\dot{Q}}_{l o s s} + {\dot{Q}}_{e x i t}

투입 에너지는 복사부로부터 유입된 배가스 현열( ${\dot{Q}}_{g a s}$ )이며, 복사 및 대류 열전달( ${\dot{Q}}_{r c}$ )과 열 손실( ${\dot{Q}}_{l o s s}$ ), 출구 배가스 현열( ${\dot{Q}}_{e x i t}$ )이 배출 에너지 항목으로 구성된다. 에너지 정산 과정을 통해 복사·대류 혼합부 내 열에너지 유입 및 배출 항목을 정량적으로 평가할 수 있었으며, 연료 조성 변화에 따른 복사 및 대류 열전달 특성 변화를 분석할 수 있도록 하였다.

2.2.3 대류부 모델링

연소실에서 배출된 배가스는 상대적으로 낮은 온도와 빠른 속도로 급수 예열기에 유입되며, 이에 따라 대류부에서는 대류 열전달이 지배적인 열전달 메커니즘으로 작용한다. 대류부의 열전달 특성을 정량적으로 평가하기 위해 식 (17)의 대류 열전달 식을 적용하였다. 열전달량은 대류부 전열면적, 총괄 열전달 계수, 가스 측과 벽면 간의 온도차를 기반으로 산정하였다.

(17)

{\dot{Q}}_{c} = U \times A \times (T_{g} - T_{w})

총괄 열전달 계수는 외부 및 내부 열전달 계수와 파울링 계수를 고려하여 식 (18)과 같이 계산하였다.

(18)

U = 1 / (1 / h_{o} + 1 / h_{i} + f_{o})

외부 및 내부 열전달 계수는 유속, 열전도도, 점성도 등 유체 유동 특성을 이용하여 계산하였다. $h_{o}$ 는 배가스 측에서 벽 측으로의 외부 열전달 계수이며, 식 (19)와 같이 계산하였다. 내부 열전달 계수는 복사·대류 혼합부와 동일한 Dittus-Boelter 식을 사용하였다[35].

(19)

h_{o} = C R e^{m} {Pr}^{0.36} {(\frac{Pr}{{Pr}_{s}})}^{0.25} \frac{k_{gas}}{D_{o}}

대류부의 열에너지 유동 또한 에너지 수지식을 통해 정량적으로 해석하였다. 열정산에 사용된 수지식은 식 (20)과 같으며, 연소실로부터 유입된 배가스 현열( ${\dot{Q}}_{g a s}$ )을 투입 에너지로, 대류 열전달( ${\dot{Q}}_{c}$ )과 열 손실( ${\dot{Q}}_{l o s s}$ ), 출구 배가스 현열( ${\dot{Q}}_{o u t}$ )을 배출 에너지 항목으로 구성하였다.

(20)

{\dot{Q}}_{e x i t} = {\dot{Q}}_{c} + {\dot{Q}}_{l o s s} + {\dot{Q}}_{o u t}

2.2.4 효율 산정 방법

보일러 효율은 총 입열량과 혼소율 변화에 따른 열전달 결과를 반영하여 식 (21)과 같이 평가하였다. 대상 시스템에서는 연료와 공기가 별도의 예열 과정 없이 상온에서 공급되므로, 총 입열량은 연료 발열량으로 산정하였다. 수소 및 암모니아 혼소 시 연소 과정에서 다량의 수증기가 생성되며, 수분 손실이 열정산에 미치는 영향이 커지게 된다. 본 연구에서는 수분 응축에 의한 잠열 회수가 이루어지지 않는 운전 조건을 고려하였으며, 이에 따라 수분 손실의 영향은 제외하는 것이 타당하다고 판단하여 저위발열량을 기준으로 입열량을 산정하였다.

(21)

η = \frac{{\dot{Q}}_{r} + {\dot{Q}}_{r c} + {\dot{Q}}_{c}}{{\dot{Q}}_{i n p u t}} \times 100

2.3 모델 검증

해석 모델의 신뢰성을 확보하기 위해, 설계 데이터로 제공된 주요 운전 조건과 본 연구에서 구성한 공정 해석 모델의 해석 결과를 비교하여 검증을 수행하였다. 비교 항목으로 급수 예열기 입구 및 출구의 물-증기 측 조건, 배가스 측 조건, 배가스 유속과 증발기의 증기 생산 온도를 선정하였다. 해석 결과는 Table 6에 제시하였으며, 모든 항목에서 오차율이 2% 이내로 도출되어 모델의 정확성과 신뢰성을 확보하였다.

Table 6.

Model validation results with the design data

Component		Design	Model	Error
Flue gas	Furnace outlet	240℃	240.8℃	0.3%
	Feedwater preheater outlet	152℃	151.9℃	0.1%
	Feedwater preheater Velocity	3.32m/s	3.32m/s	0.0%
Water - steam	Feedwater preheater outlet	47.3℃	47.9℃	1.3%
Water - steam	Furnace outlet	183.2℃	183.2℃	0.0%

3. 해석 결과

3.1 수소 및 암모니아 혼소 물질 정산

수소 및 암모니아 혼소율 변화에 따른 연료 유량 및 배가스 조성 변화를 정량적으로 분석하였다. 혼소율은 부피 기준 혼합비를 기준으로 0%에서 100%까지 10% 간격으로 설정하였으며, 각 혼소 조건에서 저위발열량(LHV)을 기준으로 동일한 입열량을 유지하는 연료 투입 유량을 산정하였다. Fig. 4는 수소 및 암모니아 혼소율 변화에 따른 연료 질량 유량과 연소 가스 조성 변화를 나타낸다. 수소는 단위 질량 당 저위 발열량이 메탄보다 높기 때문에 혼소율이 증가할수록 전체 연료 질량 유량이 감소하는 경향을 보이며, 수소 전소 시 12.1 kg/hr까지 감소하였다. 수소는 밀도와 단위 부피 당 저위발열량이 낮아 혼소율이 증가함에 따라 질량 유량이 점진적으로 증가하다가 약 70% 이상의 고혼소율 조건에서 급격히 증가하는 비선형적인 경향을 보인다. 혼소율 90% 조건에서는 수소 질량 유량이 8.8 kg/hr로 메탄(7.8 kg/hr)을 초과하면서, 연료 중 수소 비중이 더 커지는 전환점이 형성된다. 혼소율이 높아질수록 화염 특성은 메탄보다 수소 물성에 더 크게 영향을 받기 시작하며, 이에 따라 고혼소율 운전 조건에서는 수소 연소 특성을 반영한 시스템 재설계가 필요할 수 있다.

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Fig. 4.

Simulation results of fuel mass flow rate and flue gas composition with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

암모니아는 상대적으로 높은 밀도와 낮은 단위 부피 당 저위발열량을 가지므로, 혼소율이 증가할수록 암모니아 질량 유량은 점진적으로 증가하는 경향을 보인다. 또한, 메탄보다 단위 질량 당 저위발열량이 낮기 때문에 전체 연료 유량 역시 혼소율 증가에 따라 증가하며, 암모니아 전소 조건에서 77.9 kg/hr까지 증가하였다. 암모니아는 낮은 연소 속도와 연소성으로 인해 혼소율이 높아질수록 점화 지연, 화염 불안정 등의 현상이 발생할 수 있으며, NO_x 배출이 증가할 가능성이 존재한다. 이에 따라 고혼소율 운전 조건에서는 안정적인 운전과 NO_x 배출 제어를 고려한 시스템 설계가 요구될 수 있다.

수소와 암모니아는 메탄에 비해 연소에 필요한 공기량이 적다. 이에 따라 수소 전소 시 공기 유량은 606.6 kg/hr에서 501.4 kg/hr로 감소하였으며, 암모니아 전소 시에는 576.4 kg/hr로 감소하였다. 수소 혼소 조건에서는 혼소율 증가에 따라 연료 유량이 감소하였고, 이에 따라 배가스 유량도 감소하는 경향을 나타냈다. 반면, 암모니아 혼소 조건에서는 혼소율이 증가할수록 연료 유량이 증가하였으며, 공기 유량의 감소보다 연료 유량 증가폭이 더 커 배가스 유량은 증가하는 경향을 나타냈다. 수소와 암모니아는 탄소를 포함하지 않는 무탄소 연료이기 때문에, 혼소율이 증가할수록 배가스 내 CO₂ 조성은 감소하였으며, H₂O 조성은 증가하는 경향을 나타냈다. 수소 전소 시 H₂O는 전체 배가스의 30.9%를 차지하였고, 암모니아 전소 시 28.2%까지 증가하였다. 특히, 수소 혼소율 70% 조건에서 H₂O 22.74%, CO₂ 4.83%로 MR 값이 4를 초과하였으며, 암모니아 혼소 조건에서는 혼소율 60%에서 H₂O 21.82%, CO₂ 4.72%로 MR 값이 4를 초과하였다. 이러한 조성 변화와 MR 값의 증가는 복사열전달 특성에 영향을 미친다.

3.2 복사부 열전달 결과

연소가스 조성 변화는 고온 가스의 복사열전달 특성에 직접적인 영향을 미친다. 이에 따라 본 연구에서는 연료 조성 변화에 따라 달라지는 노 방사율을 산출하고, 이를 기반으로 복사열전달을 정량적으로 평가하였다.

Fig. 5는 혼소율 변화에 따른 발광 화염 방사율, 가스 방사율 및 이를 기반으로 산정한 화염 방사율과 노 방사율의 변화를 나타낸다. 혼소율 증가에 따라 탄소입자 생성이 감소하면서 발광 화염 방사율은 감소하는 경향을 보였다. 혼소율 증가에 따른 수소 및 암모니아 유량은 연료 특성에 의해 비선형적으로 증가하므로, 발광 화염 방사율의 감소폭 또한 일정하지 않았다. 가스 방사율은 혼소율 증가에 따라 전반적으로 증가하는 경향을 보였으나, 수소 혼소율 70% 및 암모니아 혼소율 60% 조건과 같이 MR이 4를 초과하는 구간에서는 일시적으로 감소하였다가 다시 증가하는 비선형적 경향을 나타냈다. MR 4 미만인 혼소율 구간에서는 발광 화염 방사율의 감소폭보다 가스 방사율의 증가폭이 더 커 화염 방사율이 증가하였으나. MR 4 초과인 혼소율 구간에서는 가스 방사율의 증가폭보다 발광 화염 방사율의 감소폭이 더 크게 나타나 화염 방사율이 감소하는 경향을 나타낸다. 앞서 설명한 바와 같이 화염 방사율은 발광 화염 방사율과 가스 방사율을 계수 m에 따라 선형 조합하여 산정된다. 계수 m은 화염 영역의 체적 열용량을 기반으로 산정되며, 발광 복사 성분에 대한 상대적 기여도를 나타내는 인자이다. 본 연구 조건에서 m 값이 상대적으로 낮게 설정되어 있어, 화염 방사율이 이론적으로 가스 방사율에 근접할 것으로 예측되었으며, 실제 계산 결과 또한 이러한 경향을 보여주었다.

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Fig. 5.

Simulation results of emissivity with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

노 방사율 산정 결과와 단열 화염 온도 변화를 기반으로 수소 및 암모니아 혼소율 변화에 따른 복사열전달 특성을 정량적으로 평가하였다. 복사 열전달량은 스테판-볼츠만 법칙에 따라 전열면적, 방사율, 화염 온도 및 벽면 온도를 기반으로 계산되었으며, Fig. 6에 혼소율 변화에 따른 단열 화염 온도 변화와 복사 열전달량 변화를 나타내었다. 복사 열전달량은 메탄 전소 시 213.3 kW_th에서 수소 전소 시 237.4 kW_th까지 증가하였다. 수소 혼소율 증가에 따라 복사 열전달량은 지속적으로 증가하는 추세를 보였으며, 이는 방사율 감소에 따른 영향보다 단열 화염 온도 상승의 영향이 더 크게 작용했음을 의미한다.

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Fig. 6.

Simulation results of adiabatic flame temperature and radiative heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

암모니아 혼소의 경우 혼소율 증가에 따른 노 방사율 변화는 수소 혼소 시와 유사한 경향을 보였으나, 복사 열전달량은 187.6 kW_th까지 감소하였다. 노 방사율이 증가하는 혼소율 50% 미만 구간에서는 복사 열전달량이 완만하게 감소하였으며, 혼소율 50%를 초과한 이후에는 노 방사율과 화염 온도 감소의 영향으로 비교적 급격한 감소가 나타났다. 암모니아 혼소 시 복사열전달 감소 경향은 Kim 등[39]의 연구 결과와 일치한다. 이러한 결과는 복사열전달이 방사율과 화염 온도의 상호 작용에 의해 결정됨을 보여주며, 혼소율 변화에 따른 해석에는 두 인자의 통합적 고려가 필요함을 시사한다.

복사열전달 변화에 따른 복사부 출구 배가스 및 증기 조건 변화를 수소 혼소의 경우 Table 7, 암모니아 혼소의 경우 Table 8에 각각 제시하였다. 수소 혼소 시, 혼소율 증가에 따라 복사 열전달량이 증가하여 생산 증기 건도가 향상되는 경향을 나타냈다. 또한, 혼소율 60% 미만 구간에서는 복사열전달 증가 영향이 우세하여 출구 배가스 온도가 저하되었으나, 이후에는 화염 온도 상승 영향으로 출구 배가스 온도가 상승하였다.

Table 7.

Simulation results of flue gas and steam temperatures at the radiant zone exit according to hydrogen co-firing

Hydrogen co-firing ratio (%)	Radiant zone outlet
Hydrogen co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Steam (℃)	Quality (-)
0	878.4	183.2	0.999
10	878.3	183.3	1.000
20	877.6	184.1	1.001
30	876.0	185.2	1.003
40	872.6	186.6	1.005
50	867.2	188.4	1.007
60	865.9	189.7	1.009
70	869.9	191.1	1.010
80	872.7	193.6	1.014
90	876.2	197.0	1.018
100	889.1	201.3	1.023

Table 8.

Simulation results of flue gas and steam temperatures at the radiant zone exit according to ammonia co-firing

Ammonia co-firing ratio (%)	Radiant zone outlet
Ammonia co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Steam (℃)	Quality (-)
0	878.4	183.2	0.999
10	877.9	183.2	0.999
20	877.5	183.2	0.998
30	876.5	183.2	0.998
40	872.6	183.2	0.998
50	873.4	183.2	0.996
60	879.6	183.2	0.994
70	881.8	183.2	0.992
80	883.8	183.2	0.990
90	885.3	183.2	0.987
100	914.3	183.2	0.981

암모니아 혼소의 경우, 혼소율 증가에 따라 복사 열전달량이 감소하여 생산 증기 건도가 저하되는 경향을 보였다. 출구 배가스 온도는 수소 혼소와 유사하게 혼소율 40% 미만에서 저하되었다가 이후 다시 상승하는 경향을 나타냈다. 그러나 수소 혼소와 달리, 혼소율 40% 미만 구간에서 화염 온도 감소 영향이 우세하게 작용하였으며, 이후 구간에서는 복사열전달 감소 영향이 우세하게 나타났다.

3.3 복사·대류 혼합부 열전달 결과

복사부를 통과한 배가스는 외측 수관 영역인 복사·대류 혼합부로 유입되어 추가적인 열전달을 수행한다. 혼합부의 복사열전달 계수는 3원자 가스 방사율과 벽면 방사율을 고려하여 산출된 노 방사율을 기반으로 평가하였으며, 이에 활용된 방사율과 계산된 복사열전달 계수를 Fig. 7에 제시하였다.

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Fig. 7.

Simulation results of emissivity and radiative heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

수소 및 암모니아 혼소율이 증가할수록 3원자 가스 방사율은 전반적으로 증가하는 경향을 보였으나, 앞서 설명한 바와 같이 수소 혼소율 70%와 암모니아 혼소율 60% 구간에서는 일시적인 감소가 나타났다. 복사열전달 계수는 3원자 가스 방사율 변화에 따라 일시적인 감소를 보였으나, 그 폭이 제한적이어서 전체 열전달 해석 경향에는 유의미한 영향을 미치지 않는 것으로 확인되었다. 수소 혼소 시 복사열전달 계수는 26.8 W·m^-2·K^-1에서 28.2 W·m^-2·K^-1로 약 5.2% 증가하였으며, 암모니아 혼소 시에는 약 7.8% 증가한 28.9 W·m^-2·K^-1로 산출되었다. 이러한 경향은 연료 혼소에 따른 가스 조성 변화와 배가스 온도 변화에 기인하는 것으로, 특히 혼합부로 유입되는 배가스 온도가 수소 혼소보다 암모니아 혼소 시에 높게 나타남에 따라 복사열전달 계수가 상대적으로 더 크게 증가한 것으로 해석된다.

혼합부로 유입되는 배가스 온도는 유체 유동 특성(유속, 열전도도, 점성도)에 영향을 미쳐 대류 열전달 계수 변화를 유도한다. 연료 혼소율 변화에 따른 배가스 유속, 점성도 및 열전도도 변화율과, 이를 바탕으로 산출된 대류 열전달 계수를 Fig. 8에 제시하였다. 일반적으로 유체의 열전도도와 점성도는 온도에 비례하는 경향을 가지며, 이러한 특성은 Sutherland 법칙에 의해 설명된다[40]. 본 연구에서는 REFPROP 코드[41]를 기반으로 혼합부로 유입되는 배가스 온도, 유량 및 조성 변화에 따른 유체의 열전도도와 점성도를 계산하고, 이를 Wilke 경험식[42] 계산 결과와 비교하여 검증하였다. 또한 혼소율 변화에 따른 배가스 유량과 온도 변화에 따른 밀도를 도출한 뒤, 이를 바탕으로 배가스 유속을 산출하였다. 이후 산출된 유속, 열전도도 및 점성도를 바탕으로 Reynolds 수(Re)와 Prandtl 수(Pr)를 계산하고, 최종적으로 대류 열전달 계수 변화를 분석하였다. 배가스 밀도는 혼소율 60% 구간까지 배가스 유량 감소와 온도 감소의 영향으로 감소하였으나, 이후 구간에서는 배가스 유량이 감소함에도 불구하고 배가스 온도 상승의 영향으로 밀도가 증가하였다. 이러한 수소 혼소율 변화에 따른 배가스 밀도 변화보다 유량 감소의 영향이 더 크게 작용하여 수소 혼소율이 증가할수록 배가스 유속은 감소하는 결과를 나타낸다. 점성도는 일반적으로 온도에 비례하여 변화하는 경향을 보이나, 혼소율 60%까지는 변화가 미미하였으며, 이후 증가하여 전소 시 약 8% 증가하는 결과를 나타냈다. 이러한 변화는 배가스 온도뿐만 아니라 배가스 조성 변화에 따른 영향으로 해석된다. 유속 감소 및 점성도 증가를 반영한 Re는 혼소율 증가 시 감소하는 경향을 나타낸 반면, 점성도와 열전도도를 고려한 Pr는 0.75∼0.78 수준으로 큰 변동이 없어 대류 열전달 계수에 미치는 영향이 미미하였다. 따라서 대류 열전달 계수 변화는 주로 Re, 즉 유속 변화에 의해 지배되는 것으로 확인되었다. 이러한 경향성은 Xu 등[43]에서 보고된 수소 혼소율 증가에 따른 복사열전달 계수 증가 및 대류 열전달 계수 감소 경향과도 부합함을 확인하였다.

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Fig. 8.

Simulation results of fluid flow characteristics and convective heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

암모니아 혼소의 경우, 혼소율 증가에 따라 배가스 유량이 증가하면서 배가스 유속과 Re가 상승하였고, Pr는 수소 혼소와 동일하게 0.75∼0.78 수준으로 큰 변동이 없었다. 이에 따라 대류 열전달 계수는 증가하는 경향을 나타냈다. 이러한 결과는 Pr가 큰 변화를 보이지 않았다는 점에서 수소 혼소와 유사하지만, 대류 열전달 계수 변화 방향이 상반된다는 특징이 있다. 수소 혼소 시 대류 열전달 계수는 38.5 W·m^-2·K^-1에서 33.9 W·m^-2·K^-1로 약 12% 감소하였으나, 암모니아 혼소 시 약 7% 증가하여 41.2 W·m^-2·K^-1까지 증가하였다.

Fig. 9는 복사열전달 계수와 대류 열전달 계수를 종합하여 산출한 총괄 열전달 계수와 혼합부 열전달량 변화를 나타낸다. 수소 혼소 시 복사열전달 계수는 증가하였으나, 대류 열전달 계수 감소 영향으로 총괄 열전달 계수가 감소하였고, 이에 따라 혼합부 열전달량은 144.6 kW_th에서 130.8 kW_th까지 감소하였다. 반면, 암모니아 혼소의 경우 복사 및 대류 열전달 계수가 증가하여 총괄 열전달 계수 역시 증가하였으며, 열전달량은 163.6 kW_th까지 증가하였다.

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Fig. 9.

Simulation results of heat transfer coefficient and heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

복사부와 복사·대류 혼합부 열전달량 변화는 혼합부 출구(연소실 출구) 온도에 직접적인 영향을 미치며, 이에 대한 계산 결과를 Table 9와 Table 10에 제시하였다. 수소 혼소의 경우, 혼합부 열전달량은 감소하였으나 복사부 열전달량 증가폭이 더 크게 나타나 연소실 전체 열전달량은 증가하였다. 이에 따라 연소실 출구 온도는 낮아지는 경향을 보였다. 반면, 암모니아 혼소의 경우 혼합부 열전달량이 증가하였지만 복사부 열전달량은 감소하여 연소실 전체 열전달량이 감소하였다. 혼소율 40% 이하 구간에서는 열전달량 감소폭이 작아 연소실 출구 배가스 온도가 낮아졌으며, 이후 구간에서는 열전달량 감소폭이 확대되면서 연소실 출구 배가스 온도가 다시 상승하였다. 한편, 혼합부를 지난 물-증기 측 온도는 모든 혼소 조건에서 183.2℃로 일정하게 유지되었으며, 이는 급수 압력에서 결정되는 포화온도에 해당한다. 배가스 측과 물-증기 측의 최소 온도차는 모든 혼소 조건에서 30℃ 이상으로 유지되어, 보일러 운전 안정성이 확보되었다[35,44].

Table 9.

Simulation results of flue gas and water-steam temperatures at the radiant-convective zone exit according to hydrogen co-firing

Hydrogen co-firing ratio (%)	Radiant-convective zone outlet
Hydrogen co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Water- steam (℃)	Quality (-)
0	240.8	183.2	0.232
10	239.8	183.2	0.230
20	238.5	183.2	0.227
30	236.5	183.2	0.223
40	233.9	183.2	0.217
50	230.5	183.2	0.208
60	228.8	183.2	0.201
70	227.9	183.2	0.197
80	224.3	183.2	0.186
90	219.3	183.2	0.170

Table 10.

Simulation results of flue gas and water-steam temperatures at the radiant-convective zone exit according to ammonia co-firing

Ammonia co-firing ratio (%)	Radiant-convective zone outlet
Ammonia co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Water- steam (℃)	Quality (-)
0	240.8	183.2	0.232
10	240.7	183.2	0.235
20	240.5	183.2	0.236
30	239.5	183.2	0.237
40	238.1	183.2	0.237
50	239.0	183.2	0.240
60	241.6	183.2	0.249
70	242.5	183.2	0.255
80	243.5	183.2	0.263
90	244.8	183.2	0.271
100	249.9	183.2	0.307

3.4 대류부 열전달 결과

복사부 및 복사·대류 혼합부 열전달량 변화는 대류부로 유입되는 배가스 열에너지(현열)에 직접적인 영향을 미친다. 연소실 내 열전달이 증가할수록 대류부로 유입되는 배가스 현열은 감소하는 반면, 연소실 내 열전달이 감소하는 경우 배가스가 더 많은 열에너지를 유지한 채 대류부로 유입되어 대류 열전달에 기여하는 배가스 현열은 증가하게 된다. 이러한 상호 보완적인 열전달 특성은 복사부, 복사·대류 혼합부와 대류부 간의 연속적인 열전달 경로 특성을 반영한다.

대류부로 유입되는 배가스 온도 변화를 반영하여 대류 열전달 계수를 산출하였다. 산출 절차는 3.3 절에서 기술한 방법과 동일하며, 대류부에 대한 유체 유동 특성과 산출된 대류 열전달 계수를 Fig. 10에 제시하였다.

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Fig. 10.

Simulation results of fluid flow characteristics and convective heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

연소실을 거친 후 상대적으로 낮은 온도로 대류부로 유입되는 배가스로 인해 유속 및 Re가 감소하였으며, 이에 따라 대류 열전달 계수 또한 복사·대류 혼합부 대비 낮은 수준을 보였다. 수소 혼소 시 18.2 W·m^-2·K^-1에서 15.9 W·m^-2·K^-1로 약 14% 감소하였고, 암모니아 혼소 시 19.6 W·m^-2·K^-1까지 약 8% 증가하여 복사·대류 혼합부와 동일한 경향을 나타냈다.

Fig. 11은 수소 및 암모니아 혼소율 변화에 따른 대류부 총괄 열전달 계수와 대류 열전달량 변화를 나타낸다. 메탄 전소 조건에서 대류 열전달량은 16.2 kW_th로 연소실 열전달량에 비해 현저히 낮은 수준을 보였다. 이는 전체 시스템 열 성능에 대한 대류부 열전달의 기여가 상대적으로 미미함을 나타낸다. 수소 혼소율이 증가함에 따라 대류 열전달량은 감소하는 경향을 나타냈으며, 수소 전소 조건에서는 12.6 kW_th로 메탄 전소 대비 약 27% 감소하였다. 반면, 암모니아 혼소의 경우 대류 열전달량이 증가하는 경향을 나타냈으며, 암모니아 전소 조건에서 대류 열전달량이 18 kW_th까지 증가하여, 메탄 전소 대비 약 11% 증가한 수치를 나타냈다.

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Fig. 11.

Simulation results of heat transfer coefficient and convective heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

대류 열전달 변화에 따른 대류부 출구 배가스 온도와 예열수 온도를 각각 수소 혼소(Table 11), 암모니아 혼소(Table 12) 결과로 제시하였다. 수소 혼소 시 대류 열전달 감소로 인해 예열수 온도가 낮아지는 결과를 보였으며, 대류부로 유입되는 배가스 온도가 낮아짐에 따라 대류부 출구 배가스 온도 또한 낮아지는 결과를 나타냈다. 반면, 암모니아 혼소의 경우 대류 열전달 증가로 인해 예열수 온도가 높아지는 결과를 보였으며, 유입 배가스 온도 변화와 동일한 경향으로 출구 배가스 온도가 변화하는 결과를 나타냈다.

Table 11.

Simulation results of flue gas and preheat water temperatures at the convection zone exit according to hydrogen co-firing

Hydrogen co-firing ratio (%)	Convection zone outlet
Hydrogen co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Preheat water (℃)
0	151.9	47.9
10	151.2	47.7
20	150.3	47.4
30	149.0	47.0
40	147.3	46.5
50	145.1	45.9
60	143.9	45.4
70	143.1	45.1
80	140.6	44.2
90	137.2	43.1
100	133.1	41.8

Table 12.

Simulation results of flue gas and preheat water temperatures at the convection zone exit according to ammonia co-firing

Ammonia co-firing ratio (%)	Convection zone outlet
Ammonia co-firing ratio (%)	Flue gas (℃)	Preheat water (℃)
0	151.9	47.9
10	151.8	48.0
20	151.6	48.0
30	151.4	48.0
40	151.2	48.1
50	151.5	48.1
60	153.2	48.7
70	153.9	49.0
80	154.8	49.4
90	156.0	49.9
100	159.4	51.0

3.5 보일러 효율 평가

Table 13은 수소 혼소율 증가에 따른 복사부, 복사·대류 혼합부, 대류부 열전달량 및 저위발열량 기준 열효율 산출 결과를 나타낸다. 혼소율 증가 시 복사부 열전달량은 증가한 반면, 복사·대류 혼합부 및 대류부 열전달량은 감소하였다. 복사부 열전달 증가가 혼합부 및 대류부 열전달 감소보다 총 열전달량 변화에 더 크게 기여하여, 결과적으로 총 열전달량은 혼소율 증가에 따라 증가하는 결과를 나타냈다. 총 열전달량은 374.1 kW_th에서 380.8 kW_th로 약 1.8% 증가하였으며, 저위발열량 기준 열효율은 92.92%에서 94.6%로 1.68% 향상되었다. Wang 등[45]은 수소 혼소 시 보일러 열효율이 향상되는 연구 결과를 보고했으며, 본 연구의 결과와도 부합한다. 이와 같이 수소 혼소는 대상 보일러의 열 성능 향상에 기여하지만, 혼소율 증가에 따라 복사부의 열전달 비율이 확대되므로, 고혼소율 조건에서의 안정적인 운전을 위해 열전달 특성 변화를 고려한 설계 보완이 필수적으로 요구된다.

Table 13.

Simulation results of heat transfer rate and thermal efficiency according to hydrogen co-firing

Hydrogen co-firing ratio (%)	Heat transfer rate (kW_th)			Boiler effi. based on LHV (%)
Hydrogen co-firing ratio (%)	Radiant zone	Radiant- convective zone	Convection zone	Boiler effi. based on LHV (%)
0	213.3	144.6	16.2	92.92
10	214.2	144.1	16.0	92.99
20	215.4	143.4	15.9	93.06
30	217.0	142.5	15.7	93.16
40	219.2	141.0	15.4	93.30
50	222.3	139.0	15.0	93.46
60	224.7	137.3	14.8	93.58
70	226.4	136.3	14.5	93.70
80	230.2	133.9	14.1	93.92
90	234.5	131.2	13.4	94.31
100	237.4	130.8	12.6	94.60

암모니아 혼소 조건에서는 수소 혼소와는 상반된 열전달 특성이 관찰되었다. Table 14에 제시된 바와 같이, 혼소율 증가에 따라 복사부 열전달량은 감소하였으며, 혼합부와 대류부의 열전달량은 증가하였다. 총 열전달량 변화에는 복사부 열전달 감소의 영향이 더 크게 작용하여, 결과적으로 총 열전달량은 감소하는 결과를 나타냈다. 특히, 혼소율 50%를 초과하는 조건에서 복사부 열전달량 감소폭이 확대되었으며, 암모니아 전소 시 총 열전달량은 369.1 kW_th까지 감소하였다. 이에 따라 저위발열량 기준 열효율은 91.69%까지 저하되는 결과를 보였다. 암모니아 혼소율이 증가함에 따라 혼합부 및 대류부의 열전달 성능이 향상되었으나, 복사부 열전달 성능 저하를 보완하기에는 그 영향이 제한적인 것으로 판단된다.

Table 14.

Simulation results of heat transfer rate and thermal efficiency according to ammonia co-firing

Ammonia co-firing ratio (%)	Heat transfer rate (kW_th)			Boiler effi. based on LHV (%)
Ammonia co-firing ratio (%)	Radiant zone	Radiant- convective zone	Convection zone	Boiler effi. based on LHV (%)
0	213.3	144.6	16.2	92.92
10	212.5	145.2	16.2	92.88
20	211.8	145.7	16.2	92.85
30	211.6	146.0	16.2	92.83
40	211.4	146.1	16.2	92.82
50	210.3	146.7	16.3	92.72
60	207.2	148.8	16.6	92.56
70	204.9	150.4	16.8	92.44
80	202.3	152.1	17.0	92.28
90	199.3	154.1	17.3	92.08
100	187.6	163.6	18.0	91.69

4. 결 론

본 연구에서는 산업용 보일러를 대상으로 무탄소 연료 혼소 및 전소에 따른 열전달 특성 변화를 분석하고, 이를 기반으로 열 성능 평가를 수행하였다. 이를 위해 대상 시스템의 연소실을 복사부와 복사·대류 혼합부로 구분하고, 급수 예열기는 주로 대류 열전달이 지배적임을 고려하여 대류부로 정의하였다. 각 영역에 지배적인 열전달 메커니즘을 적용하여 해석한 결과, 수소 혼소 시 복사부 열전달량이 증가하는 반면, 복사·대류 혼합부 및 대류부 열전달량은 감소하였다. 복사부가 전체 열전달에서 차지하는 비중이 크기 때문에, 복사부 열전달 증가가 전체 열전달량 증가로 이어졌으며, 결과적으로 보일러 효율도 향상되는 것으로 확인되었다. 반면, 암모니아 혼소 시에는 복사·대류 혼합부 및 대류부 열전달량이 증가하였음에도 불구하고, 복사부 열전달량 감소로 총 열전달량이 감소하였으며, 이에 따라 보일러 열 성능은 저하되는 경향을 보였다. 이러한 결과는 무탄소 연료 기반 보일러 설계 및 운전 전략 수립에 참고 자료로 활용될 수 있을 것으로 기대되며, 향후 다양한 혼소 비율 및 운전 조건에서의 실증 실험과 최적화 연구를 수행하여 본 연구 결과의 신뢰성과 활용성을 더욱 강화할 계획이다.

Acknowledgements

본 연구는 2022년도 산업통상자원부의 재원으로 한국에너지기술평가원(KETEP)의 지원을 받아 수행한 연구과제입니다. (2410007542).

References

Greenhouse Gas Inventory and Research Center (GIR), National Inventory Report for the Republic of Korea (1990–2022), Ministry of Environment, 2025.

J.H. Lee, J.H. Kim, H.J. Kim, D.H. Lee, J.H. Kim, S.H. Kang, D.W. Kim, Development trends of carbon-free fuel technologies using hydrogen and ammonia for carbon neutrality, J. Energy Climate Change, 19 (2024) 115-131.

International Energy Agency, Ammonia technology roadmap: Towards more sustainable nitrogen fertilizer production, 2021.

M.A. Habib, G.A. Abdulrahman, A.B. Alquaity, N.A. Qasem, Hydrogen combustion, production, and applications: A review, Alexandria Eng. J., 100 (2024) 182-207.

10.1016/j.aej.2024.05.030

Hydrogen Europe, Clean Hydrogen Monitor 2024, Hydrogen Europe, Brussels, 2024.

BDR Thermea Group, BDR Thermea tests first high-efficiency hydrogen boiler, 2019.

Hy4Heat, Hy4Heat Programme Overview, UK Department for Business, Energy & Industrial Strategy, 2022.

Viessmann, Viessmann H2-Ready boiler technology, Viessmann Official Website, 2023.

GRHYD Project, First hydrogen injection into a natural gas network in France, 2021.

U.S. Department of Energy, Department of Energy Hydrogen Program Plan, U.S. Department of Energy, Washington, D.C., 2024.

Ministry of Economy, Trade and Industry (METI), Japan Hydrogen Strategy, 2023.

Y. Huang, Y. Zhou, R. Zhong, C. Wei, B. Zhu, Hydrogen energy development in China: Potential assessment and policy implications, Int. J. Hydrogen Energy, 49 (2024) 659-669.

10.1016/j.ijhydene.2023.10.176

Ministry of Trade, Industry and Energy (MOTIE), Hydrogen Economy Roadmap of Korea, 2019.

K. Zhang, T. Luo, Y. Li, T. Zhang, X. Li, Z. Zhang, W. Gao, Effect of ignition, initial pressure and temperature on the lower flammability limit of hydrogen/air mixture, Int. J. Hydrogen Energy, 47 (2022) 15107-15119.

10.1016/j.ijhydene.2022.02.224

R. Li, Z. Liu, P. Li, M. Li, Y. Zhao, Investigation on the flammability limit and limiting oxygen concentration of N₂-diluted H₂/CO/air mixtures at high temperature and pressure, Fuel, 308 (2022) 121955.

10.1016/j.fuel.2021.121955

H. Miao, L. Lu, Z. Huang, Flammability limits of hydrogen-enriched natural gas, Int. J. Hydrogen Energy, 36 (2011) 6937-6947.

10.1016/j.ijhydene.2011.02.126

N. Schmidt, M. Müller, P. Preuster, L. Zigan, P. Wasserscheid, S. Will, Development and characterization of a low-NOx partially premixed hydrogen burner using numerical simulation and flame diagnostics, Int. J. Hydrogen Energy, 48 (2023) 15709-15721.

10.1016/j.ijhydene.2023.01.012

M. Dutka, M. Ditaranto, T. Løvås, NOx emissions and turbulent flow field in a partially premixed bluff body burner with CH₄ and H₂ fuels, Int. J. Hydrogen Energy, 41 (2016) 12397-12410.

10.1016/j.ijhydene.2016.05.154

A. Frassoldati, T. Faravelli, E. Ranzi, A wide range modeling study of NOx formation and nitrogen chemistry in hydrogen combustion, Int. J. Hydrogen Energy, 31 (2006) 2310-2328.

10.1016/j.ijhydene.2006.02.014

A. Hayakawa, K. Kobayashi, T. Kudo, Y. Okafor, E. Kurata, S. Somarathne, T. Nakamura, Laminar burning velocity and Markstein length of ammonia/air premixed flames at various pressures, Fuel, 159 (2015) 98-106.

10.1016/j.fuel.2015.06.070

X. Han, Y. Li, Z. Tian, H. Qi, Y. He, Y. Ju, Experimental and kinetic modeling study of laminar burning velocities of NH₃/air, NH₃/H₂/air, NH₃/CO/air and NH₃/CH₄/air premixed flames, Combust. Flame, 206 (2019) 214-226.

K.P. Shrestha, Y. Li, S. Somarathne, A. Hayakawa, H. Kobayashi, An experimental and modeling study of ammonia with enriched oxygen content and ammonia/hydrogen laminar flame speed at elevated pressure and temperature, Proc. Combust. Inst., 38 (2021) 2163-2174.

10.1016/j.proci.2020.06.197

R. Ichimura, K. Kitagawa, K. Sato, S. Hasegawa, Extinction limits of an ammonia/air flame propagating in a turbulent field, Fuel, 246 (2019) 178-186.

10.1016/j.fuel.2019.02.110

Y. Xia, Z. Tian, X. Han, Y. Li, Y. Ju, Turbulent burning velocity of ammonia/oxygen/nitrogen premixed flame in O2-enriched air condition, Fuel, 268 (2020) 117357.

10.1016/j.fuel.2020.117383

J. Li, H. Xiao, Z. Huang, A review on combustion characteristics of ammonia as a carbon-free fuel, Front. Energy Res., 9 (2021) 760356.

10.3389/fenrg.2021.760356

F. Ma, K. Li, C. Ji, Y. Wang, A review of current advances in ammonia combustion from the fundamentals to applications in internal combustion engines, Energies, 16 (2023) 6304.

10.3390/en16176304

H. Kobayashi, A. Hayakawa, K.D. Kunkuma A. Sakai, T. Okafor, Science and technology of ammonia combustion, Proc. Combust. Inst., 37 (2019) 109-133.

10.1016/j.proci.2018.09.029

S. Gubbi, J. Nogueira, E. Frassoldati, T. Faravelli, Evaluation of minimum NOx emission from ammonia combustion, J. Eng. Gas Turbines Power, 146 (2024) 031013.

10.1115/1.4064219

Y. Xu, S. Liu, Y. Zhao, Z. Huang, Mitigating CO₂ emission in pulverized coal-fired power plant via co-firing ammonia: A simulation study of flue gas streams and exergy efficiency, Energy Convers. Manage., 256 (2022) 115328.

10.1016/j.enconman.2022.115328

S. Ishihara, J. Zhang, T. Ito, Numerical calculation with detailed chemistry on ammonia co-firing in a coal-fired boiler: Effect of ammonia co-firing ratio on NO emissions, Fuel, 274 (2020) 117742.

10.1016/j.fuel.2020.117742

S. Kim, M. Lim, Y. Lee, J. Lee, W. Yang, Evaluation of effects of ammonia co-firing on the thermal performances of supercritical pulverized coal and circulating fluidized bed boilers, Energy Convers. Manage., 276 (2023) 116528.

10.1016/j.enconman.2022.116528

H. Choi, Y. Lee, W. Yang, C. Ryu, S. Kim, Performance evaluation of the natural gas combined cycle with various hydrogen co-firing rates, Energy Convers. Manage., 341 (2025) 120051.

10.1016/j.enconman.2025.120051

H. Yang, X. Lin, H. Pan, S. Geng, Z. Chen, Y. Liu, Energy saving analysis and thermal performance evaluation of a hydrogen enriched natural gas-fired condensing boiler, Int. J. Hydrogen Energy, 48 (2023) 19279-19296.

10.1016/j.ijhydene.2023.02.027

IEA-ETSAP, Industrial combustion boilers - Technology brief I01, International Energy Agency - Energy Technology Systems Analysis Programme (ETSAP), 2010.

F.P. Incropera, D.P. DeWitt, T.L. Bergman, A.S. Lavine, Fundamentals of heat and mass transfer, 6th ed., Wiley, New York, 1996.

M.H. Bordbar, G. Węcel, T. Hyppänen, A line by line based weighted sum of gray gases model for inhomogeneous CO₂-H₂O mixture in oxy-fired combustion, Combust. Flame, 161 (2014) 2435-2445.

10.1016/j.combustflame.2014.03.013

H. Bordbar, G.C. Fraga, S. Hostikka, An extended weighted-sum-of-gray-gases model to account for all CO₂-H₂O molar fraction ratios in thermal radiation, Int. Commun. Heat Mass Transf., 110 (2020) 104400.

10.1016/j.icheatmasstransfer.2019.104400

P. Basu, C. Kefa, L. Jestin, Boilers and burners: design and theory, Springer Science & Business Media, 2012.

S.I. Kim, H.G. Kwak, W. Yang, Process simulation of the effect of ammonia co-firing on the supercritical boiler system for reduction of greenhouse gas, J. Korean Soc. Combust., 26(4) (2021) 1-12.

10.15231/jksc.2021.26.4.001

W. Sutherland, The viscosity of gases and molecular force, Phil. Mag., 36 (1893) 507-531.

10.1080/14786449308620508

NIST, Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties Database (REFPROP): Version 10, Available at: <https://www.nist.gov/srd/refprop> (accessed 22 October 2020).

C. R. Wilke, A viscosity equation for gas mixtures, J. Chem. Phys., 18 (1950) 517-519.

10.1063/1.1747673

M. Xu, X. Xu, Y. Wang, H. Li, J. Zhang, Effect of hydrogen-blending ratio and wall temperature on establishment, NO formation, and heat transfer of hydrogen-enriched methane MILD combustion, Int. J. Hydrogen Energy, 44 (2019) 28204-28218.

IPIECA, Pinch Analysis - Energy Efficiency Compendium, IPIECA, London, 2022.

T. Wang, H. Zhang, Y. Zhang, H. Wang, J. Lyu, G. Yue, Efficiency and emissions of gas-fired industrial boiler fueled with hydrogen-enriched natural gas: A case study of 108 t/h steam boiler, Int. J. Hydrogen Energy, 47 (65) (2022) 28188-28203.

10.1016/j.ijhydene.2022.06.121

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

Preview

Evaluation of Thermal Performance and Industrial Boiler by Carbon-Free Fuel Conversion

ABSTRACT

MAIN

(1)

(2)

Fig. 1.

Schematic configuration of a typical industrial boiler system.

Table 1.

Main operating conditions of the target industrial boiler

Fig. 2.

Schematic of the 0-D lumped parameter model of radiant, radiant-convective and convection zone.

Table 2.

Fuel, air and flue gas flow rate according to hydrogen co-firing

Table 3.

Fuel, air and flue gas flow rate according to ammonia co-firing

(3)

(4)

(5)

(6)

Table 4.

WSGGM coefficient for pure H2O at 1atm

Table 5.

WSGGM coefficient for pure CO2 at 1atm

Fig. 3.

Gas emissivity according to molar ratios (H2O/CO2) under the various temperature.

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

(19)

(20)

(21)

Table 6.

Model validation results with the design data

Fig. 4.

Simulation results of fuel mass flow rate and flue gas composition with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Fig. 5.

Simulation results of emissivity with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Fig. 6.

Simulation results of adiabatic flame temperature and radiative heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Table 7.

Simulation results of flue gas and steam temperatures at the radiant zone exit according to hydrogen co-firing

Table 8.

Simulation results of flue gas and steam temperatures at the radiant zone exit according to ammonia co-firing

Fig. 7.

Simulation results of emissivity and radiative heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Fig. 8.

Simulation results of fluid flow characteristics and convective heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Fig. 9.

Simulation results of heat transfer coefficient and heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Table 9.

Simulation results of flue gas and water-steam temperatures at the radiant-convective zone exit according to hydrogen co-firing

Table 10.

Simulation results of flue gas and water-steam temperatures at the radiant-convective zone exit according to ammonia co-firing

Fig. 10.

Simulation results of fluid flow characteristics and convective heat transfer coefficient with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Fig. 11.

Simulation results of heat transfer coefficient and convective heat transfer rate with co-firing ratios of hydrogen and ammonia.

Table 11.

Simulation results of flue gas and preheat water temperatures at the convection zone exit according to hydrogen co-firing

Table 12.

Simulation results of flue gas and preheat water temperatures at the convection zone exit according to ammonia co-firing

Table 13.

Simulation results of heat transfer rate and thermal efficiency according to hydrogen co-firing

Table 14.

Simulation results of heat transfer rate and thermal efficiency according to ammonia co-firing

Acknowledgements

References

WSGGM coefficient for pure H₂O at 1atm

WSGGM coefficient for pure CO₂ at 1atm

Gas emissivity according to molar ratios (H₂O/CO₂) under the various temperature.