1. 서 론

최근 전 세계적으로 탄소중립을 실현하기 위한 노력이 가속화되면서 발전용 가스터빈 분야에서도 친환경 연료를 활용한 고효율 저배출 연소 기술의 개발이 활발히 이루어지고 있다. 특히, 수소 기반 합성연료의 적용은 탄소배출 저감에 직접적으로 기여할 수 있어 차세대 에너지 변환 시스템의 핵심 기술로 주목받고 있다. GE Vernova에서는 가스터빈 발전에서 탄소중립을 실현하기 위한 이산화탄소 저감 전략으로 석탄에서 천연가스로의 전환에 의해 45% 감소, 복합화력발전 적용에 의해, 60% 감소, 수소 혼소 50% 적용으로 69% 감소, 탄소포집 기술 적용으로 97% 감소 및 최종적으로 수소 전소 기술 적용으로 100% 감소를 달성할 수 있다고 발표하였다[1]. 하지만 대형 가스터빈의 전소 기술은 미성숙 단계에 있고, 모든 가스터빈 제작사들이 전소 기술의 개발 완료를 2030년 이후로 목표하고 있어 당장의 탄소중립 기술로서의 적용은 불가한 상황이다. 그러므로 대형 가스터빈 시장에서는 일부 제작사에서 실증 완료된 혼소 기술 적용이 가능한데, 혼소 가스터빈의 경우 효율의 증대가 탄소 배출의 감소로 직결되고, 더불어 발전 단가의 절감으로 이어지므로 가스터빈 효율 증대 기술에 대한 수요는 여전히 크다고 할 수 있다. 가스터빈의 효율 높이기 위해서는 연소기 출구 온도가 높아져야 하고, 더불어 화염온도가 높아져야 하는데 이는 NOx 배출의 급격한 상승을 가져오기 때문에 화염 온도의 증가는 상당히 제한적일 수밖에 없다. SIEMENS Energy에서는 이를 극복할 수 있는 진보된 연소기술 전략을 발표하였다[2]. 첫 번째는 연소기로 유입되는 공기 중 냉각 및 누출 공기를 최소화하여 연소용으로 공급되는 공기의 비율을 최대한으로 증가시켜 화염 온도 자체를 낮추어 NOx를 줄이는 방법이다. 두 번째는 기존의 화염안정화를 위한 국부적으로 높은 당량비를 가지는 지점을 없애고 균일한 당량비 분포를 가지는 혼합 기술을 적용하여 국부 과농지역에서 다량으로 발생하는 NOx를 제거함으로서 전체적인 NOx를 저감하는 전략이다. 세 번째는 NOx의 발생에 큰 영향을 미치는 고온에서의 체류시간을 획기적으로 줄여 NOx의 발생을 저감하는 전략이다. 세 번째 전략을 구현할 수 있는 방법으로 연소실 자체의 길이를 줄이는 방법이 있을 수 있도 있고, 축방향 다단연소(AFS: Axial Fuel Staging)를 통해 2단 연소에서의 고온 체류시간을 줄임으로서 NOx의 배출량을 저감할 수 있다. 이 중 축방향 다단연소는 모든 주요 제작사에서 연구 및 개발을 진행중에 있으며 실제 가스터빈에 적용된 사례가 있고 이후에도 지속적으로 적용될 것으로 예상되고 있다[3,4].

축방향 다단연소는 기존의 가스터빈 연소기의 형태인 주연소기에 축방향으로 하류의 특정 지점에 연소를 추가하여 다단으로 연소를 시키는 방식으로 NOx 저감과 턴다운 향상의 장점이 있다. 다단연소 노즐은 연소기의 중심부에 위치하고 연소기로 유입되는 공기 중 일부는 다단연소 노즐로 분배되어 공급된다. 그리고는 다단연소 노즐에서 공급되는 연료와 혼합되고 그 혼합기는 주연소에서 생성된 연소생성물의 유동과 수직에 가까운 방향으로 분사된 후 연소생성물과 혼합되어 연소가 일어난다. 본 다단연소의 전략은 체류시간이 상대적으로 긴 주연소의 당량비는 낮추고, 체류시간이 짧은 다단연소의 당량비를 높게 하여 전체적으로 NOx를 줄이는 방법이다. Fig. 1에 나타난 축방향 위치에 따른 온도 분포에서 NOx 저감 전략을 확인할 수 있다. 축방향 다단연소의 또 하나의 장점은 턴다운 향상이다. Fig. 2에서 나타난 예를 보면 연소기로 공급되는 공기는 축방향 다단연소가 존재함으로서 일부(25%)가 상시 다단연소 노즐로 공급되게 되고, 반대로 주연소 노즐로의 공기공급은 75%로 줄어들게 된다. 이 때 최소 연료량은 희박가연한계와 유동속도 감소를 모두 고려했을 때 40(A.U.)에서 30(A.U.) 이하로 감소될 수 있기 때문에 그만큼 작은 부하까지 운전이 가능할 수 있다.

Fig. 1.

Axial temperature profiles: comparison between combustors with and without AFS.

Fig. 2.

Turndown ratio: comparison between combustors without (left) and with (right) AFS.

축방향 다단연소에 대한 연구는 활발히 진행되어 오고 있다. 특히 단일 다단연소 노즐의 실험을 위한 리그를 구성하여 주로 연구가 진행되어 왔다. Ahrens[5,6]는 주연소와 다단연소 가 가능한 리그에서 주연소의 연소생성물과 다단연소 제트의 모멘텀 비에 따른 다단연소의 화염 구조와 NOx 생성 특성을 연구하였고, 화학반응 네트워크 모델링 해석과의 비교를 수행하였다. Kolb[7,8]는 여러 형상의 다단연소 노즐 출구에 대한 화염 형상과 NOx 배출 특성에 대한 케이스 스터디를 수행하였다. Sirignano 등[9]은 상대적으로 과농한 다단연소에 대한 화염형상 및 NOx 배출 특성에 대해 연구를 수행하였고, Nair 등[10]은 다단연소 화염의 전단층 동특성에 대한 연구를 수행하였다. Hwang 등[11,12,13,14]은 다단연소 리그를 구축하여 공기분배비 및 연료분배비에 따른 화염구조와 NOx 배출 특성을 보고하였고, Choi 등[15,16,17,18]은 주연소의 화염과 다단연소의 화염 간의 열음향 상호작용 및 노즐의 축방향 거리에 따른 연소 동특성을 연구하였다.

본 연구에서는 이전 연구[14]에서 우수한 성능을 보인 다단연소 노즐을 선택하여 캔 연소기에 적용하였고, 연소성능 실험을 통해 연료분배비에 따른 연소 특성을 파악하였다.

2. 실 험

2.1 캔 연소시험 리그

캔 연소기에서 축방향 다단연소의 연료분배비에 따른 혼소 연소특성을 파악하기 위해 축방향 다단연소 노즐을 장착할 수 있는 캔 연소시험 리그를 구성하였다. Fig. 3에 나타난 바와 같이 주연소 버너헤드를 장착할 수 있고, 연소실 가운데 4개의 축방향 다단연소 노즐을 장착할 수 있으며, 배기배출물 측정을 위한 샘플링 프루브는 주연소 버너헤드 출구에서 1 m 떨어진 후류에 장착되어 있으며, 연소기 출구면에 반경방향 네 지점에서 연소기 출구온도를 측정하였다. 배기가스의 가스분석은 수분을 제거한 후 dry 조건으로 측정하였고 O₂는 paramagnetic 방법(ABB, Magnos-28), NOx는 NDUV 방법(ABB, Limas-21), 그리고 CO는 NDIR(ABB, Uras-26)으로 측정하였다. 출구온도는 B-type 열전대를 사용하였고, 화염의 구조를 파악하기 위해 리그의 후면에서 이미지 계측을 수행하였다.

Fig. 3.

CAN combustion test rig and fuel circuit configuration (FCP, FC1, FC2, FC3, and AFS).

메인공기는 제어 벨브 및 코리올리 타입 유량계(Emerson, CMF050 및 CMF100)를 거쳐 공기히터를 통해 약 400°C 이상까지 승온된 후 시험리그로 공급되었다. 하류쪽으로 공급된 공기는 라이너를 냉각시키면서 상류의 버너헤드쪽으로 공급되었고, 가운데 축방향 다단연소 노즐로 약 13% 유입되었다. 연료는 5개의 회로에 독립적으로 유량을 제어하여 공급되었는데, 각각은 주연소 버너헤드의 파일럿(FCP), 중심 노즐(FC1), 메인 노즐의 2개 묶음(FC2), 메인 노즐의 나머지 3개 묶음(FC3), 그리고 축방향 다단연소 노즐 4개 묶음(AFS)이다. 연료로 사용된 H₂ 5개 라인과 NG 5개 라인은 각각의 제어 벨브 및 코리올리(Emerson, CMFS025 및 CMFS015)를 통해 유량제어 되어 공급되었고, 리그 직전에 static mixer를 통해 혼합되어 공급되었다.

2.2 주연소 버너 및 축방향 다단연소 노즐

주연소 버너는 Fig. 4에 나타난 바와 같이 가운데 파일럿 노즐 1개와 바깥쪽 메인 노즐 5개로 구성된 캔 연소기의 형태이다. 메인 노즐은 가운데 파일럿 유로와 바깥쪽 메인 유로로 구성되어 있고 메인 유로는 상류에 스월러가 있어 스월 유동이 형성되며, 파일럿 화염과의 스테이징을 통한 화염 안정화를 도모할 수 있다.

Fig. 4.

CAN combustor main burner head and single nozzle schematic.

축방향 다단연소 노즐은 연소실 길이 1,000 mm의 가운데보다 조금 하류인 540 mm에 위치하였고, Fig. 5에 나타난 바와 같이 90도 간격으로 4개가 메인 유동방향에 수직으로 장착되었다. 다단연소 노즐의 출구 형태는 이전 연구[14]에서 우수한 성능을 보인 듀얼타원 형태의 노즐을 택하여 장착하였고, 노즐 상류에는 다공판을 설치하여 공기 유량이 약 12%가 되도록 하였으며, 다공판 바로 다음에 연료 분사장치를 통해 공기와 연료가 잘 혼합될 수 있도록 하였다.

Fig. 5.

AFS nozzle and its installation.

2.3 실험 조건

본 실험은 캔 연소기에 축방향 다단연소 노즐을 장착하여 축방향 다단연소 연료분배, 단열화염온도, 혼소율 등에 따른 특성을 실험한다. 우선 축방향 다단연소의 연료분배비를 0으로 하여 기준 연소특성을 파악하고, 이어 NG 100%, H₂ 30% 혼소, H₂ 50% 혼소에 대해 축방향 다단연소 연소 성능 실험을 수행하고, 마지막으로 축방향 다단연소 화염의 혼소율을 변화시켜 그 특성을 조사한다. 크게 전체 당량비는 1,860, 1,915, 1,970 K에 대하여, 혼소율은 0, 30, 50%에 대하여 실험을 진행하고, 다단연소 노즐 혼소율 실험은 다단연소 노즐의 연료분배비를 발열량 기준 30%로 고정한 후 수소 혼소율을 변경하면서 그 특성을 파악한다.

3. 실험 결과

3.1 AFS 화염 부재시 캔 연소 특성

본 캔 연소기에서 축방향 다단연소 노즐로 연료가 공급되지 않은 조건에서 연소 특성 시험을 수행하였다. 주연소버너의 연료 분배비는 Table 1에 나타나 있다. 여기서 AFS(%)는 전체 연료량에 대한 AFS의 연료 비율, FC1(%)는 전체 연료량에서 AFS 연료를 제외한 양에 대한 FC1의 비율, FCP(%)는 전체 연료량에서 AFS 연료와 FC1 연료량을 제외한 양에 대한 FCP의 비율이며, FC2(%)와 FC3(%)는 나머지 연료량에 대한 각각의 비율로 정의 된다. Table 1에 나타난 바와 같이 FC1, FCP를 선정하였고, FC2 & 3는 균등분배 되도록 40:60으로 공급하였다. 단열화염온도(AFT)는 주연소영역에 공급되는 공기(약 87%)만을 고려하여 계산한 국부 단열화염온도와 축방향 다단연소로 공급되는 나머지 공기(13%)까지 모두 고려하여 계산한 글로벌 단열화염온도 모두 계산하였고, 그것들의 변화에 따른 NOx 및 CO의 배출 특성을 Fig. 6(a), (b)에 나타내었다. NOx 및 CO 배출량은 15% O₂ 조건으로 환산하였으며, 보안상 임의의 값으로 정규화하여 나타내었다. 국부 단열화염온도 기준으로 1,780 K에서 1,980 K까지 증가하면서 NOx의 경우 약 9배 가량 증가하였고, CO의 경우는 약 4.5배 정도 증가하였으며, 국부 단열화염온도와 글로벌 단열화염온도는 약 105 K 차이가 나는 것을 확인할 수 있다. Fig. 6(c)에 시험리그 후면에서 촬영한 화염의 구조가 나타나있다. 단열화염온도가 증가할수록 화염전파속도가 증가하여 메인 노즐의 FCP 화염이 부착되는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 6.

CAN combustion characteristics without AFS for NG (a) NOx emission, (b) CO emission, and (c) flame structures.

Fig. 7에 출구온도의 프로파일 팩터가 나타나있다. 프로파일 팩터는 온도 분포의 특성을 나타내는 지표로 아래와 같이 정의된다.

Fig. 7.

Exit temperature profile factors.

반경방향 위치 네 곳에 측정한 온도에 대한 프로파일 팩터이고 210 mm에 위치한 열전대의 온도는 벽면 냉각에 의해 상당히 낮은 것으로 나타난다. 본 케이스의 경우 축방향 다단노즐이 장착되어 있지만 연료는 공급되지 않고 공기만 분배되어 공급되기 때문에 노즐을 통해 상대적으로 차가운 공기가 제트의 형태로 분사되어 어느정도 침투거리를 가지게 되므로 반경방향 위치 약 105 mm에서의 온도가 낮아지는 것을 확인할 수 있다. 온도가 낮아져서 프로파일이 변형되는 효과는 단열화염온도가 높아질수록 그 정도는 약화되는 것을 확인할 수 있다. 이것은 다단연소 노즐의 차가운 공기 대비 주연소의 열용량이 커지면서 그 변형 정도가 줄어든 것이다.

3.2 AFS 적용 캔 연소기 혼소 특성

캔 연소기에 축방향 다단연소를 적용하여 연료 분배비에 따른 연소 특성을 조사하였다. 우선 NG 100% 화염에 대하여 실험을 수행하였고, Table 2에 각 연료 회로의 연료분배가 나타나 있으며, Fig. 8에 NOx 및 CO의 배출 특성이 나타나 있다. 글로벌 화염온도 1,860, 1,915, 1,970 K에 대하여 축방향 다단연소 연료분배를 약 6~25% 범위에서 스윙하였으며 그 때 FC1, FCP, FC2, FC3의 연료 분배비는 Table 2에 나타나있다. 모든 단열화염온도 조건에서 연료 분배비가 증가할수록 NOx는 감소 후 최소값 이후에 다시 증가하는 경향을 보이고, 최소 지점은 공기분배비인 약 13%보다 약 25% 높은 연료분배비 약 16%에서 나타났으며, 이는 이전의 축방향 다단연소 단일 노즐에 대한 실험 결과와 일치함을 보인다. 단열화염온도가 증가할수록 전체적인 NOx의 배출은 증가하지만 NOx 배출 최소 연료분배비는 거의 동일하게 나타난다. CO의 경우 연료분배비 16% 이하에서는 거의 동일하게 유지되다가 이상부터는 점차 증가하는 경향을 보이는데 이는 다단연소의 화염온도가 급격히 증가하면서 CO의 발생이 증가한 것으로 보인다.

Fig. 8.

CAN combustion characteristics with AFS for NG: (a) NOx emission, and (b) CO emission.

글로벌 당량비 1,860 K 조건에 대해 축방향 다단연소의 연료분배에 따른 화염구조와 연소실 출구 온도의 프로파일 팩터가 Fig. 9에 나타나있다. 축방향 다단연소의 연료분배율이 증가함에 따라 다단연소의 화염의 강도는 증가하고, 주연소 화염의 강도는 약해지는 것을 확인할 수 있다. 출구온도의 경우 반경 위치 210 mm에서의 온도가 벽면 냉각에 의해 0.6 정도까지 낮은 것을 볼 수 있는데, 이는 반경방향 데이터가 네 개 밖에 없으므로 원래의 출구 평균보다 낮게 평가되는 원인을 제공하고 있으나 본 연구에서는 케이스 간의 비교에 사용하기 위해 포함하였다. 출구온도의 프로파일 팩터를 보면 축방향 다단연소의 연료분배비가 증가할수록 중심에 가까운 55 mm 지점의 팩터는 증가하고, 벽면에 가까운 165 mm 지점의 팩터는 감소하는 것을 볼 수 있는데, 이는 중앙쪽으로 침투하는 다단연소의 제트가 더 높은 온도를 가지게 되기 때문으로 생각된다. 하지만 다단연소 연료분배가 19%를 넘어가면 프로파일 팩터가 1.2를 넘어가게 되므로 터빈 1단 노즐에 영향을 줄 수 있다.

Fig. 9.

Flame structures and exit temperature profiles factors with varying AFS fuel split (AFT_Global = 1,860 K, NG 100%).

글로벌 당량비 1,915 K와 1,970 K 조건에 대한 연소실 출구 온도의 프로파일 팩터가 Fig. 10에 나타나있다. 모든 글로벌 단열화염온도 조건에서 유사한 프로파일 팩터의 경향성을 보이지만 단열화염온도가 커질수록 210 mm에서 나타나는 프로파일 팩터의 최소값과 55 mm에서 나타나는 최대값 과의 편차가 줄어드는 것을 확인할 수 있다. 이것은 단열화염온도가 증가할수록 출구면의 공간적인 온도 편차가 감소하기 때문이다.

Fig. 10.

Exit temperature profiles factors : (a) AFT_ Global = 1,915 K, and (b) AFT_Global = 1,970 K.

글로벌 당량비 1,860 K 조건에서 수소 혼소 30%에 대한 축방향 다단연소의 연료분배에 따른 연소성능 실험을 수행하였다. 각 연료 회로의 연료분배는 Table 3에 나타나있고, NOx 및 CO 배출 특성은 Fig. 11에 나타나있다. 혼소율 30%의 경우 연소진동이 나타나 FC2와 FC3의 불균일 분배(36:64)를 유지하고 실험을 수행하였고, 축방향 다단연소 13% 이하에서는 연소진동이 2.0% 이상 발생하여 실험이 불가하였다. NOx의 경우 NG와 동일한 감소 후 증가의 경향을 가지며 최소 NOx 발생 연료분배비도 동일한 16%에서 나타났다. 다만 NOx의 최소값이 NG 100%의 경우보다 약 25% 높게 나타났는데, 이것은 FC2와 FC3 불균일 제어에 의한 영향으로 판단된다. CO의 경우 혼소율 30%의 경우가 NG 100%의 경우보다 낮게 나타났는데 이것은 연료 자체에 탄소 성분이 감소한 것이 원인으로 생각된다.

Fig. 11.

CAN combustion characteristics with AFS for H₂ 30% Co-firing: (a) fuel split, (b) NOx emission, and (c) CO emission (AFT_Global = 1,860 K).

글로벌 당량비 1,860 K 조건에 대해 축방향 다단연소의 연료분배에 따른 수소 혼소 30%의 화염구조와 연소실 출구 온도의 프로파일 팩터가 Fig. 12에 나타나있다. 축방향 다단연소의 연료분배율이 증가함에 따라 다단연소의 화염의 강도는 증가하고, 주연소 화염의 강도는 약해지는 것을 동일하게 확인할 수 있다. 출구온도 프로파일 팩터의 경우 NG 100%보다 최소, 최대 간의 편차가 줄어든 것을 볼 수 있다. 하지만 중심부에서 두 번째 위치인 110 mm에서의 팩터가 세 번째 위치인 165 mm의 팩터에 역전 당하는 현상을 확인할 수 있는데 이것은 수소 혼소 화염의 반응이 다단연소 노즐 부근에 일어나 화염의 길이가 짧아져 165 mm 위치의 온도를 상승시키는 효과를 가져왔기 때문으로 생각된다.

Fig. 12.

Flame structures and exit temperature profiles factors with varying AFS fuel split (AFT_Global = 1,860K, H₂ 30%).

글로벌 당량비 1,860 K 조건에서 수소 혼소 50%에 대한 축방향 다단연소의 연료분배에 따른 연소성능 실험을 수행하였다. 각 연료 회로의 연료분배는 Table 4에 나타나있고, NOx 및 CO 배출 특성은 Fig. 13에 나타나있다. 혼소율 50%의 경우 30%의 경우와 마찬가지로 연소진동이 나타나 FC2와 FC3의 불균일 분배(36:64)를 유지하고 실험을 수행하였고, 축방향 다단연소 13% 이하에서는 연소진동이 2.0% 이상 발생하여 실험이 불가하였다. FC1과 FCP의 경우는 역화 마진을 위하여 혼소율 40%로 유지하였으며, 글로벌 혼소율 50% 유지를 위해 FC2와 FC3의 혼소율을 53%로 유지하였다. NOx의 경우 동일하게 감소 후 증가의 경향을 가지며 최소 NOx 발생 연료분배비도 동일한 16%에서 나타났다. 다만 NOx의 최소값이 NG 100%의 경우보다 약 5% 높게 나타났는데, 이것은 혼소율 30%의 25% 증가보다 크게 낮은 수치이다. CO의 경우 혼소율 30%의 경우보다도 훨씬 낮게 나타났는데 이것은 연료 내의 탄소 성분이 현저히 감소하였기 때문으로 생각된다.

Fig. 13.

CAN combustion characteristics with AFS for H₂ 50% Co-firing: (a) fuel split, (b) NOx emission, and (c) CO emission (AFT_Global = 1,860K).

글로벌 당량비 1,860 K 조건에 대해 축방향 다단연소의 연료분배에 따른 수소 혼소 50%의 화염구조와 연소실 출구 온도의 프로파일 팩터가 Fig. 14에 나타나있다. 축방향 다단연소의 연료분배율이 증가함에 따라 다단연소의 화염의 강도는 증가하는 것을 동일하게 확인할 수 있는데, 다만 혼소율이 증가하면서 수소 화염의 비중이 커지면서 가시화염의 세기는 약해진 것을 볼 수 있다. 출구온도 프로파일 팩터의 경우 혼소율 30%과 최소, 최대 간의 편차가 거의 유사하지만, 110 mm에서의 팩터는 더 감소하고 165 mm에서의 팩터는 더 증가한 것을 볼 수 있는데, 이것은 혼소율 증가에 따라 다단연소 화염이 더 짧아져 165 mm 위치의 온도를 더욱 상승시켰기 때문으로 생각된다.

Fig. 14.

Flame structures and exit temperature profiles factors with varying AFS fuel split (AFT_Global = 1,860 K, H₂ 50%).

3.3 AFS 화염 혼소율 제어시 연소 특성

글로벌 당량비 1,860 K 및 글로벌 혼소율 30%에 대해 축방향 다단연소의 혼소율 변화에 따른 연소 특성이 Fig. 15에 나타나있다. 축방향 다단연소의 연료분배율은 발열량 기준으로 13%로 고정하였고, 나머지 연료회로의 연료분배비는 Table 5에 나타난 바와 같이 유지하였으며 혼소율 네 조건에 대한 각 회로의 혼소율 조건도 Table 5에 나타나있다. 축방향 다단연소 화염의 혼소율이 증가할수록 NOx가 증가하는 경향을 보이는 데 이는 혼소율이 증가함에 따라 높아진 화염전파속도에 의해 화염이 상류로 전파되고, 이에 따라 혼합도가 감소하였기 때문으로 생각된다. 반대로 CO의 발생량은 줄어들다가 50% 이상에서는 거의 변화가 없는데, 이는 연료 내의 탄소의 감소로 인해 크게 줄어드는 효과가 지배적이다가 높은 화염온도에 의한 CO 생성이 늘어나는 효과가 더해지면서 나타나는 현상으로 생각된다. Fig. 15(c)에 나타난 바에 따르면 혼소율 50%까지는 아주 큰 연소진동이 발생하다가 혼소율 62% 이상에서는 크게 감소하였다. 이것은 주연소 노즐에서의 혼소율이 감소하면서 연소진동이 감소되는 것으로 보여지며 이러한 다단연소 노즐과 주연소 노즐의 혼소율 제어를 이용한다면 연소진동 제어에도 활용할 수 있을 것으로 생각된다. Fig. 15(d)에는 AFS 혼소율에 따른 프로파일 펙터가 나타나있는데, 혼소율에 따른 변화가 미미함을 수 있다. 이는 혼소율은 변화하였지만 열용량은 일정하여 온도에 미치는 영향이 미미하였기 때문이다.

Fig. 15.

CAN combustion characteristics with varying AFS’s H₂(%): (a) NOx emission, (b) CO emission, (c) combustion dynamics, and (d) exit temperature profiles factors (AFT_Global = 1,860 K, H₂ 30%, AFS 13%).

4. 결 론

본 연구에서는 축방향 다단연소(AFS) 기술이 적용된 캔형 가스터빈 연소기를 제작하고, 수소 혼소 조건에서 연료분배비와 혼소율 변화에 따른 연소 특성을 실험적으로 분석하였다. 실험 결과 다음과 같은 주요 결과를 도출하였다.

1) 축방향 다단연소 연료분배비가 증가함에 NOx 배출은 감소-증가의 경향을 보였고, 연료분배비 16% 부근에서 최소값이 나타나는데, 이러한 경향은 NG 100% 조건뿐 아니라 수소 혼소 조건에서도 유사하게 관찰되었다.

2) 수소 혼소율이 증가함에 따라 NOx 배출은 소폭 증가하였으며, CO 배출은 연료 중 탄소 함량이 감소함에 따라 전반적으로 감소하는 경향을 나타냈다. 특히 수소 혼소율 50% 조건에서는 CO 배출이 크게 감소하였다.

3) 축방향 다단연소 연료분배비 증가 시 연소실 출구 온도 프로파일 팩터는 중심부에서 상승하고 외측에서 감소하는 특성이 나타났으며, 수소 혼소율이 증가할수록 온도 분포의 공간적 편차가 다소 줄어드는 경향을 보였다. 이는 수소의 높은 연소반응 속도로 인해 화염 길이가 짧아진 결과로 해석된다.

4) 축방향 다단연소 화염의 혼소율을 변화시키는 경우, 혼소율이 증가할수록 NOx 배출은 증가하고, CO 배출은 혼소율 50%까지 감소하다가 이후 변화가 미미하였다. 또한, 연소진동은 특정 혼소율 조건에서 급격히 감소하는 특징을 보였으며, 이를 통해 AFS 연료 혼소율 제어를 활용한 연소진동 저감 가능성을 확인할 수 있었다.

본 연구결과는 수소 혼소 가스터빈 연소기 설계에 있어 축방향 다단연소 기술의 적용 가능성과 성능 최적화 방향 설정에 유용한 기초자료로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.