기 호 설 명

Ø : Equivalence ratio

P_rms: Root mean square value of sound pressure

St : Strouhal number

U₀ : Inlet velocity

V_DC: Applied voltage

1. 서 론

연소 과정에서 발생하는 질소산화물(NOx)은 대표적인 환경 오염물질 중 하나이며, 이에 따라 질소산화물 배출 규정은 지속적으로 강화되고 있다. 이러한 추세에 맞춰 가스터빈과 같은 연소기에서 주요하게 배출되는 열적 질소산화물(thermal NOx)을 저감하기 위해 확산화염이 아닌 희박 예혼합 화염을 적용하고 있다[1]. 희박 예혼합 화염은 확산화염과 달리 산화제와 연료를 사전에 혼합하고 연소실에서 균일한 당량비 분포 형성 및 희박 조건에서 운전하여 화염 온도를 낮추는 원리로 열적 질소산화물을 저감한다. 이러한 희박 예혼합 연소의 장점에도 불구하고 연소기가 희박 가연한계에 근접한 당량비에서 운전하므로 화염이 상당히 불안정하다는 문제점이 있다. 불안정한 화염은 유동 변동에 민감하게 반응하고, 화염 표면적 진동과 같은 비정상(unsteady) 열방출률을 야기하며 연소기 음향장과 결합, 강한 압력 진폭을 생성한다[2]. 이러한 과정을 연소 불안정성이라고 정의하며 강한 압력 진폭은 연소기성능 감소 및 심한 경우 연소기 파손까지 이어질 수 있으므로 반드시 억제되어야 하는 현상이다.

연소 불안정성을 억제하기 위한 방안으로 전기장 보조 연소가 주목받고 있다. 화염에 전기장 인가 시, 화염 내부의 이온들이 로렌츠 힘에 의해 반대 극성으로 가속되고 중성분자와 충돌, 운동량을 전달하여 이온풍(ionic wind)이라고 불리는 유동을 생성한다[3]. 이러한 이온풍은 연소 조건 변경 없이 불안정성 개선이 가능하며, 연소기 출력의 0.1% 미만의 전력으로 효과를 발휘할 수 있다는 장점으로 인해 다양한 연구자에 의해 연구가 수행되었다.

Volkov 등[4]은 예혼합 평면 화염 연소기(flat burner)에서 직류 전기장이 화염 전달 함수에 미치는 영향을 실험적으로 조사하였다. 인가 전압이 증가함에 따라 화염 전달 함수가 고 주파수 대역으로 증가하였고 이러한 원인이 이온풍에 의한 화염 위치 변화 및 버너 표면 온도 증가와 연관되어있음을 시사하였다. Ren 등[5]은 예혼합 충돌 화염(impinging flame)에 교류 전기장을 인가하여 발생하는 음향진동을 파악하였고 음향진동은 교류 전기장에 의한 이온풍의 압력 변화가 아닌 교류 전기장 인가에 따른 화염 형상 변화가 주된 원인임을 밝혔다. 이러한 화염 형상 변화는 비정상 열 방출로 나타났으며, 음향진동으로 연결됨을 확인하였다. Henderson 등[6]은 Rijke tube에서 발생한 열 음향 불안정성을 직류 전기장 조건에 따라 실험적으로 분석하였고 층류화염 조건에서는 4.68 kV 인가 시, 연소 불안정성으로 발생한 소음이 약 21 dB 감소하였으며, 난류화염 조건에서는 +9 kV 인가 시, 19 dB 저감을 확인하였다.

이전 연구들은 교류 또는 직류와 같이 다양한 전기장 조건에서 연소 불안정성 특성 변화를 파악했지만, 희박 한계 조건 등 다양한 당량비 조건에서 불안정성 억제 효과를 고찰한 사례가 부족하다. 따라서 본 연구에서는 프로판 공기 예혼합 연소기에서 발생하는 연소 불안정성 특성 변화를 전기장, 유속 및 당량비 조건에 따라 실험적으로 분석하고, 전기장 인가에 따른 연소 불안정성 소음 저감을 확인하였다.

2. 실험 방법

본 실험의 전체적인 계략도는 Fig. 1(a)에 나타내었으며, 프로판 예혼합 버너, 전기장 발생 장치, 초고속 카메라, 마이크, 열전대로 구성되어 있다.

Fig. 1.

(a) Experimental set up and (b) detail dimension of premixed burner.

2.1 프로판 예혼합 버너

본 연구에서는 프로판(purity 99.5%) 및 압축공기를 각각 연료와 산화제로 사용하였다. 프로판과 공기 유량은 실험조건에 따라 질량 유량계(ATOVAC, AFC500)를 통해 조절되었으며, mixing chamber에서 완전 예혼합 후 버너로 공급하였다. 버너의 구체적인 형상은 Fig. 1(b)에 나타내었으며, 버너 내부에 철망 시트를 배치하여 유동을 균일하게 하였다. 또한 버너 출구 직경은 12 mm 이며, 수축비 12.8의 수축형 노즐을 적용하여 일정한 혼합기 유속 프로파일을 제공하였다. 버너 상단에는 화염의 가시적인 관찰을 위해 외경 55 mm, 내경 50 mm, 길이 300 mm의 석영관을 설치하였다.

2.2 전기장 발생 장치

화염에 전기장을 인가하기 위해 직경 50 mm 원형 전극을 버너 표면 기준 30 mm 상단에 위치시켰다. 고전압 인가 장치(TREK, 10/10B-FG 0-±10 kV)를 전극에 연결하여 직류전압을 인가하였으며, 버너를 접지하여 화염을 전기장 내에 형성하고 유동과 평행한 방향의 전기장을 생성하였다. 전압은 아크방전이 발생하지 않고 이온풍에 의해 화염이 붕괴하지 않는 조건인 0, ±1.5 kV, ±3 kV로 설정하였다.

2.3 화염 표면적 거동 측정

화염 표면적 변동 측정은 비정상 열 방출을 계측하는 기법 중 하나이며, Park 등[7]은 자발 진동하는 예혼합 분젠 화염의 표면적 변동과 OH^* 및 CH^* 화학발광으로 측정한 열 발생 변동이 선형적인 관계를 갖는 것을 실험적으로 파악하였다. 본 연구에서는 비정상 열 방출을 측정하기 위해 초고속 카메라(Photron, Mini UX-100)을 이용하여 화염 표면적을 계측하였다. 화염 표면적 변동 주기에서의 화염 거동을 면밀히 관찰하기 위해 1000 fps로 2초 동안 촬영하였으며, 아래의 과정을 통해 화염 표면적을 도출하였다.

화염 이미지에서의 화염면을 특정하기 위해 이미지를 MATLAB을 이용, 특정 임계값으로 이진화하여, 화염면을 추출하였다. 추출된 화염면의 가장자리 픽셀 좌표(r, y)를 설정하고 미소 높이별 화염 표면적을 계산, 식 (1)과 같이 적분을 통해 전체 화염 표면적을 도출하였다.

측정한 화염 이미지의 해상도는 20 pixel/mm이며, 계산값과 위 과정을 통해 측정된 표면적의 오차는 약 ±2% 이내로 확인되었다.

실험조건에 따른 화염 표면적 진동 강도를 표현하기 위해 St 수(strouhal number)를 사용하였으며, 식 (2)에 나타내었다.

f는 화염 표면적 진동 주파수, A는 진동하는 화염 높이의 peak to peak 진폭, U0는 평균 입구 유속이다.

2.4 연소 불안정성 압력 측정

연소 불안정성의 압력 변동을 측정하는 방법에는 압력센서를 이용한 방법이 주로 활용되고 있지만, 상대적으로 저렴하고 비침습성인 마이크를 이용한 측정 방식도 자주 사용되고 있다. 본 연구에서는 지향성 마이크(GRAS, 46BE)와 NI 9250으로 시스템을 구성하였다. 마이크의 해상도는 4.54 mV/Pa이며, 석영관 상단 100 mm, 반경 240 mm 지점에 설치하여 5120 fps로 4초 동안 측정하였다. 측정된 신호의 직류성분 및 잡음을 제거하기 위해 100 Hz 이하의 신호는 필터링하였으며, 500 Hz 이상의 주파수에서는 유의미한 신호가 관찰되지 않았으므로 100-500 Hz 대역폭으로 나타내었다.

본 연구에서 사용된 연소실은 closed-open 구조이고 연소실 형상을 고려, 식 (3)와 같이 대략적인 연소실의 공진주파수를 계산할 수 있다.

n은 공진주파수 모드 차수, Lc는 석영관 길이 c는 연소 가스의 음속이다. 연소 가스의 음속을 계산하기 위해선 연소 가스의 온도가 필수적이므로 K-type 열전대를 석영관 상단 55 mm에 위치시켜 연소 가스의 온도를 측정하였다.

연소 불안정성으로 인해 발생하는 압력 변동은 청취할 수 있는 소음으로 나타난다. 이러한 압력 변동을 SPL (Sound Pressure Level)을 통해 표현 가능하며, 식 (4)을 통해 계산하였다.

Prms는 측정한 압력의 rms(root mean square)값이며, Pref은 20×10^-6 Pa이다.

2.5 실험조건

다양한 실험조건에서 전기장의 영향을 파악하기 위해 입구 유속과 당량비를 조절하였다. 유속은 연소 불안정성이 발생하기 시작한 1.3 m/s에서 전기장 미인가 조건 하, 화염 유지가 가능한 1.7 m/s까지 0.2 m/s 간격으로 설정하였고 해당 유속에서의 레이놀즈수는 식 (5)를 통해 계산하였다. 식 (5)에서 ρm은 혼합기의 밀도, d는 버너 출구 직경, μm은 혼합기의 점성계수이다.

계산 결과, 레이놀즈수는 1110-1460으로 층류 조건으로 형성됨을 확인하였다.

혼합기의 당량비는 식 (6)를 통해 계산하였으며, Qair는 공기 유량, Qfuel는 연료 유량을 의미한다.

당량비는 이론당량비인 1.00부터 0.05 등 간격으로 당량비를 감소하였고 질량 유량계의 정상상태 도달 시간을 고려, 당량비 변경 후 약 1분 뒤 화염 이미지 및 압력을 측정하였다.

3. 실험 결과

3.1 인가전압에 따른 화염 표면적 변화

Fig. 2는 유속 1.3 m/s, 이론당량비 조건에서 전압별 한 주기의 화염 이미지이다. Fig. 2(a)와 같이 전압을 인가하지 않은 조건에서 화염 불안정성으로 인한 표면적 변동이 확인되었다. 화염 표면적 변동은 입구 유속 섭동에 의해 발생하며, 이러한 유속 섭동은 화염 안정화 지점에서 화염산 각도 변동을 유도하기 때문이다[8]. 본 연구에서 사용된 버너의 화염 안정화 지점인 화염 뿌리 부근에서는 화염산 각도 변동이 발생하였으며, 이는 화염 면에서 기포(bubble) 형태로 관찰되었다. 이 기포는 노란색 화살표와 같이 화염 하류 방향으로 이동하였으며, 이동에 따라 화염면에 주름이 형성되어 화염 표면적에 영향을 주었다.

Fig. 2.

Time-resolved photos of the flame surface at various voltages during one cycle of oscillation (U₀ = 1.3 m/s, Ø = 1.00).

화염 하류로 이동하는 기포는 t = 3 ms에서 화염 팁을 통과하였고, 이에 따라 화염 높이가 증가하였다. 이후 소멸하면서 t = 4 ms와 같이 화염이 수축 후, t = 6 ms에서 다시 원복하였으며, 이와 같은 패턴이 반복되어 화염 표면적이 진동하였다. 화염 표면적 진동은 Fig. 2(b, c)와 같이 음 전압 인가 조건에서도 확인되었고 0 kV와 비교하였을때, 화염 이미지에서는 큰 차이를 보이지 않았다. 양 전압의 경우 Fig. 2(d)의 +1.5 kV와 같이 상대적으로 약한 양 전압을 인가할 경우 0 kV와 유사한 화염 거동을 확인할 수 있다. 반면 +3 kV 조건인 Fig. 2(e)에서는 화염 뿌리 부근의 기포와 같은 화염 표면적 진동이 발생하지 않았다.

이러한 전압별 화염 표면적 진동 강도는 Fig. 3을 통해 정량적으로 확인할 수 있다. Fig. 3은 이론당량비 조건에서 유속 및 전압에 따른 화염 표면적 진동 강도를 St 수로 나타낸 것이다. 유속 1.3 m/s 조건에서 –3 kV 인가 시, 0 kV 대비 St 수가 약 27% 증가하였다. 반면, +3 kV 인가 시, 화염 표면적 진동이 발생하지 않아 St 수는 0에 수렴하였다. 전압 극성에 따라 St 수가 변화하는 이유는 앞서 언급한 이온풍 효과 때문이다. 음 전압 조건에서는 유동 방향과 같은 방향으로 형성된 이온풍이 화염 뿌리 부근의 국소적인 유속을 증가시켜 화염의 불안정성을 증대시킨 반면, 양 전압 조건에서는 유동과 반대 방향으로 형성된 이온풍이 화염 뿌리 부근의 유속을 감속하여 불안정성을 억제한 것으로 사료된다[9].

Fig. 3.

Strouhal number for various voltages and inlet velocities.

유속이 증가함에 따라 전체적인 St 수는 증가하였다. 이는 연소기 음향 모드의 영향을 받은 결과로 판단되며, 이에 대한 설명은 3.3절에 언급하였다. 한편, 유속 증가에 따라 –3 kV 조건에서 St 수 증가율은 16%로 감소하였다. 이는 유속이 증가함에 따라 이온풍 효과가 상대적으로 약화하였기 때문이다[10]. 하지만 고 유속조건에서도 +3 kV 인가 시, St 수가 0에 수렴하였다. 또한 유속 1.7 m/s 및 +1.5 kV 조건에서 저 유속조건과는 다르게 St 수가 증가하였으며, 이는 고 유속조건에서는 약한 양 전압이 오히려 화염 표면적 진동 강도를 강화할 수 있음을 시사한다.

3.2 화염 진동 주파수 분석

유속 및 전압에 따른 화염 표면적 진동의 주파수를 분석하기 위해 이론당량비 조건에서의 화염 표면적 신호를 FFT(Fast-Fourier Transfer)처리하여 Fig. 4에 나타냈다. 유속 1.3 m/s, 전압을 인가하지 않은 조건의 화염은 주로 210 Hz으로 진동하였으며, 2차 고조파도 확인되었다. -1.5, -3 kV 인가 시, 각각 213, 216 Hz로, 0 kV와 비교하였을 때, 다소 주파수가 상승하였으나 큰 차이는 발생하지 않았으며, 이는 양 전압 +1.5 kV 인가 조건에서도 214 Hz의 주파수로 유사하였다. 반면 +3 kV 인가 시 화염의 불안정 억제로 특정 주파수 성분을 확인할 수 없었다.

Fig. 4.

Frequency spectrum of flame surface area oscillations according to voltages and inlet velocity (a) U₀ = 1.3 m/s, (b) U₀ = 1.5 m/s, and (c) U₀ = 1.7 m/s.

Fig. 4(b, c)와 같이 유속이 각각 1.5 와 1.7 m/s로 증가하였을 때, 전압 미인가 조건에서 1차 고조파가 각각 210, 227, 232 Hz로 고 주파수로 이동하였으며, 전체적인 진폭이 증가하였다. 예를 들어 Fig. 4(a) 0 kV에서 1차 고조파의 진폭은 3.34 mm²인 반면, 동일한 조건의 Fig. 4(b)에서의 진폭은 6.99 mm² 이였다. 유속이 증가하여도 전압별 거동은 1.3 m/s와 유사하지만, 전압 인가에 따른 주파수 변화는 거의 나타나지 않았다. 이는 유속 증가에 따라 이온풍의 영향이 감소했기 때문이다[10]. 특히 유동 방향과 이온풍의 방향이 동일한 음 전압 영향이 크게 감소하였지만, 양 전압은 높은 유속에서도 화염 표면적 진동 억제가 가능하였다.

3.3 인가전압에 따른 연소 불안정성 소음 변화

Fig. 5는 이론당량비 조건에서 유속 및 전압의 변화에 따라 에 따라 측정한 소음의 FFT 결과를 나타낸 그래프이다. Fig. 5(a)에서 보이는 바와 같이 유속 1.3 m/s에서의 소음 주파수는 화염 표면적 진동과 동일하였다. 전압에 따른 소음 변화 양상은 화염 표면적 거동과 유사하였으며, +3 kV 인가 시, 연소 불안정성 소음이 억제되었다. 반면, 유속 1.5, 1.7 m/s에서 측정한 소음은 Fig. 5(b, c)에서 확인할 수 있듯, 화염 표면적 변동의 1차 고조파 주파수가 아닌 2차 고조파 주파수의 소음이 지배적이었다. 이는 화염 표면적 변동의 2차 고조파가 연소기의 공진주파수와 일치하기 때문이다. 측정한 연소기 내부 연소 가스의 평균 온도 약 731 K을 고려하여 연소기의 공명주파수를 계산할 경우, 연소실의 1차 공진주파수는 약 453 Hz이고 이는 유속 1.5 m/s의 전압별 주파수 452-460 Hz와 유사한 값이므로 1.3, 1.7 m/s 조건보다 1.5 m/s에서 압력 진폭이 증가함을 확인할 수 있다.

Fig. 5.

Frequency spectrum of pressure oscillations according to voltages and inlet velocity (a) U₀ = 1.3 m/s, (b) U₀ = 1.5 m/s, and (c) U₀ = 1.7 m/s.

이러한 압력 증폭은 Fig. 3에서 확인 가능하듯, 고 유속 조건에서의 화염 표면적 진동 강도 증가의 원인이 될 수 있다. 유속이 증가함에 따라 전압별 소음 거동은 화염 표면적 거동과 유사하였지만, 진폭 및 주파수에서 약간의 차이를 보였다. 이는 소음 측정이 무향실에서 실시되지 않아 주변 소음의 측정 방해가 있었기 때문이다[11]. 그럼에도 불구하고 주목할 만한 점은 전기장 영향이 감소하는 고 유속에서도 +3 kV 인가 시 연소 불안정성 소음 억제가 가능하다는 점이다. 이는 고 유속에서도 +3 kV 인가 시, 화염 표면적 변동 억제가 가능했기 때문이다.

Fig. 6은 이론당량비 조건에서 유속 및 전압별 소음을 나타낸 그래프이다. Fig. 6에서 확인 가능하듯, 전압을 인가하지 않은 조건에서 1.3, 1.7 m/s의 SPL인 56, 61 dB보다 1.5 m/s의 SPL이 67 dB로 높았다. 이는 앞서 언급한 바와 같이 소음 주파수가 연소실의 공진주파수와 일치하여 압력이 증폭되었기 때문이다. 음 전압 조건에서 측정한 SPL은 0 kV 조건과 비교하였을 때, 모든 유속조건에서 약 ±2 dB 차이가 발생하여 변화가 없었다. 반면, 양 전압, 특히 +3 kV 조건에서의 SPL은 모든 유속조건에서 51 dB로 감소하여 연소 불안정성에 의한 소음을 억제하였다.

Fig. 6.

Sound pressure level for various voltages and inlet velocities.

3.4 조건에 따른 화염 희박 안정성 변화

Fig. 7은 희박 당량비에서 전압 및 유속에 따른 소음 변화를 나타낸 그래프이다. 당량비는 이론당량비에서 0.05 간격으로 감소시켜 화염이 부상하기 직전까지 측정하였다. 그래프에서 Fig. 7에서의 검은 사각형은 화염이 부상하는 희박 가연한계를 나타내며, 검은 실선을 기준으로 우측은 화염 부상이 발생하는 영역, 좌측은 화염이 유지되는 영역을 의미한다. FFT를 통해 측정된 신호의 1차 고조파 값을 표기하였으며, 해당 주파수의 압력 값을 1.3 m/s 조건에서의 압력으로 정규화하여 원의 지름으로 표현하였다. 이때 정규화된 압력이 0.15 이하인 조건은 불안정성이 발생하지 않은 것으로 간주하여 주파수를 나타내지 않았다.

Fig. 7.

Pressure amplitude and frequency according to equivalence ratios, voltages, and inlet velocity (a) U₀ = 1.3 m/s, (b) U₀ = 1.5 m/s, (c) U₀ = 1.7 m/s, and (d) Time-resolved flame images during one cycle of oscillation at point A.

Fig. 7(a)에서 확인 가능하듯, 전압 미인가 조건에서 당량비가 감소함에 따라 주파수가 저주파수로 이동하였다. 이는 화염이 희박에 근접할수록 화염의 길이가 증가하여 진동하는 화염의 대류 시간 스케일이 증가하기 때문이다[12]. 음 전압 조건에서 희박 당량비에 근접하면 압력 진폭이 상대적으로 증가하였고 불안정성이 강화되면서 당량비 0.80에서 부상하였다. 특히 주목할 점은 음 전압의 강도에 무관하게 전압 미인가 조건과 동일한 당량비에서 부상하였다는 점이다. 이는 음 전압 인가가 연소 불안정성 감소 및 희박 가연한계 확장에 큰 역할을 하지 못한다는 것을 보여준다[3].

반면 양 전압 조건에서 희박 당량비에 근접할수록 불안정성이 소멸했지만, +1.5 kV, 당량비 0.75와 같이 특정 당량비에서 강한 불안정성이 발생하였다. Fig. 7(d)에서 확인할 수 있듯, 화염 표면적이 진동하면서 국소적인 소염 및 pinch-off와 같은 강한 화염 표면적 변화율을 발생하는 현상이 확인되었으며, 이러한 현상은 주로 희박 당량비에서 확인되었다. 이는 희박 당량비에서의 높은 Lewis 수로 인한 불안정성으로 사료된다[13]. 반면 동일 당량비에서 +3 kV 인가 시, 불안정성이 소멸하였다. 이는 양 전압이 희박 당량비에서도 유효한 불안정성 억제 효과를 보여준다. +3 kV 조건에서 더욱 희박 당량비로 접근하면 당량비 0.70부터 불안정성이 발생하였고 0.60에서 화염이 부상하였다. 이는 당량비 감소에 따라 이온풍을 형성하는 이온들이 줄어들기 때문이다[10].

유속 1.5, 1.7 m/s 결과인 Fig. 7(b, c)에서도 확인 가능하듯, 음 전압 인가 시 압력 및 부상 당량비는 전압 미인가 조건과 동일하였고, 양 전압 인가 시 희박 가연한계가 증가하였다. 다만 유속이 증가함에 따라 전반적으로 희박 가연한계가 축소되는 양상을 보여주었다. +3 kV 인가 조건에서 강한 불안정성이 발생하는 당량비는 주로 0.70 이하에서 발생하였지만, 1.7 m/s 조건에서는 당량비 0.75에서 강한 불안정성이 발생하였다. 이는 유속이 증가함에 따라 동일한 전압에서 생성되는 이온풍의 효과가 감소하기 때문이다.

위 결과를 종합적으로 분석하면 예혼합 층류 화염에서 적절한 강도의 양 전압 인가는 연소 불안정성을 억제할 뿐만 아니라 화염의 희박 안정성을 향상하는 것을 확인할 수 있다. 이러한 기술을 상업 연소기에 적용하게 된다면, 적절한 전압을 인가하여 가스터빈과 같은 희박 조건에서 운전하는 연소기의 연소 불안정성 및 가연한계를 능동적으로 제어하여 연소기 안정화 여유(stability margin)를 확장할 수 있을 것으로 기대된다.

4. 결 론

본 연구에서는 전기장 조건에 따른 연소 불안정성 특성을 실험적으로 파악하였으며, 그 결과는 다음과 같다.

1) 화염 표면적 진동은 화염 뿌리 부근에서 생성된 기포(bubble)에 의해 발생하였으며, 음 전압 인가 시, 전압 미인가 조건에 비해 화염 표면적 진동을 강화하였으며 양 전압 인가 시, 화염 표면적 진동을 억제하였다.

2) 화염 표면적 진동 주파수는 저 유속 조건인 1.3 m/s에서 음 전압 및 + 1.5 kV 인가 시, 고주파수로 증가하였으나, 유속이 증가함에 따라 이러한 거동은 상쇄되었다.

3) 연소 불안정성으로 인해 발생한 소음은 화염 진동과 동일한 주파수로 진동했으나, 1.5, 1.7 m/s에서는 연소기와의 공진으로 2차 고조파에서 강한 신호를 확인하였다. 전압별 소음은 모든 유속조건에서 음 전압 인가 시, 전압 미인가 조건과 큰 차이가 없었지만, +3 kV 인가 시, 소음이 최대 23.8% 감소하였다.

4) 모든 유속조건에서 음 전압 인가 시 희박 가연한계에 큰 영향을 주지 않았으며, 희박 당량비에서의 소음도 큰 변화가 없었다. 반면, 양 전압 인가 시 희박 가연한계가 확장되었으며, 희박 당량비에서도 연소 불안정성 억제가 가능함을 확인하였다.