Evaluation of a Turbulent Non-premixed Combustion Model for the Design of an Ammonia-fueled Burner

Gibeom Park; Won Yang; Taeyoung Chae; Changkook Ryu

doi:10.15231/jksc.2024.29.4.108

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Research Article

Journal of the Korean Society of Combustion. 31 December 2024. 108-118
https://doi.org/10.15231/jksc.2024.29.4.108

Evaluation of a Turbulent Non-premixed Combustion Model for the Design of an Ammonia-fueled Burner

암모니아 전소 버너 설계를 위한 난류 비예혼합 연소 해석 모델의 평가

Gibeom Park¹

Won Yang²

Taeyoung Chae²

Changkook Ryu¹^†

박 기범¹

양 원²

채 태영²

류 창국¹^†

¹Department of Mechanical Engineering, Sungkyunkwan University

²Korea Institute of Industrial Technology

¹성균관대학교 기계공학과

²한국생산기술연구원

^{*Corresponding Author}

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

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ABSTRACT

Ammonia has emerged as a carbon-free fuel to replace conventional fossil fuels for CO₂ emission reduction. However, it has a low flame speed, low flame temperature, and potential for high NO_x emissions compared to conventional fuels. Computation fluid dynamics(CFD) can play a key role in developing industrial ammonia-fueled burners to achieve stable ignition and suppress NO_x-forming reactions. However, the large computational domain restricts the use of advanced models such as eddy dissipation concept(EDC) for consideration of the detailed reaction mechanism with turbulence-chemistry interaction. In this study, the performance of the steady and unsteady diffusion flamelet models(S/UDFM) for ammonia combustion was evaluated in a 80 kW_th non-premixed swirl burner. Although S/UDFM overestimated N₂O emissions, it effectively captured NO_x and ammonia emission trends similar to that of EDC under different combustion conditions. When compared to experiments, S/UDFM predicted NO and NH₃ emission trend effectively, making it a computationally efficient reaction model for CFD applications to design evaluation of industrial ammonia combustion systems.

Keywords

Ammonia

Swirl burner

Turbulent non-premixed combustion

Eddy dissipation concept

Steady diffusion flamelet model

MAIN

기 호 설 명
1. 서 론
2. 해석 대상 및 방법
2.1 버너 및 반응기 형식
2.2 CFD 해석 방법 및 연소조건
3. 결과와 고찰
3.1 EDC와 S/UDFM 모델 비교
3.2 S/UDFM 적용 실제 반응기 전산해석
4. 결 론

기 호 설 명

𝜌 : Density

Y_i: Local mass fraction of each species, i

$\vec{v}$ : Velocity

$f$ : Mixture fraction

t : Time

I : Unsteady flamelet marker probability

$k$ : Turbulent kinetic energy

𝜖 : Turbulent dissipation

𝜐 : Kinematic viscosity

𝜒 : Scalar dissipation

$μ_{t}$ : Turbulent viscosity

$σ_{t}$ : Turbulent Schmidt number

1. 서 론

2015년 제21차 기후변화협약총회(COP21)에서 채택된 파리협정은 기후변화에 대응하기 위해 산업화 이전 수준 대비 지구 평균 기온 상승을 2°C보다 훨씬 낮은 수준으로 억제하고, 더 나아가 1.5°C 이내로 제한하는 것을 목표로 하고 있다[1]. 이를 위해 2038년까지 석탄 발전량 비중을 31.4%에서 10.3%로 낮추고, 신재생에너지/수소 ․ 암모니아 발전량 비중을 9.6%에서 38.4%로 증가시키는 주요 발전 연료 전환 계획을 수립한 2024년 11차 전력수급계획(안)을 발표하였다.

수소(H₂)는 무탄소 청정 연료로서 많은 주목을 받고 있지만[2], 연료로 활용하는 데에는 몇 가지 한계가 따른다. 우선, 수소는 기체 상태에서 에너지 밀도가 낮아 저장과 운송 효율이 떨어진다. 고압 저장이나 극저온 액화 기술은 높은 비용과 복잡한 인프라를 요구한다. 또한, 수소는 확산성이 매우 높아 누출 가능성이 크며, 이는 안전성 문제를 야기할 수 있다.

암모니아(NH₃)는 수소의 대안으로 주목받는 질량/부피 당 우수한 수소 저장체로[3], 여러 장점을 지닌다. 암모니아는 하버-보슈(Haber- Bosch) 공정을 통해 질소와 수소를 원료로 대량 생산이 가능하며, 상온에서 액체 상태로 존재해 수소에 비해 저장과 운송이 훨씬 용이하다. 또한, 기존의 저장 및 운송 인프라를 활용할 수 있어 초기 투자 비용도 상대적으로 낮다. 하지만 암모니아는 느린 층류 화염 속도와 높은 발화점 때문에 안정적인 착화가 어려워 가연성이 낮고, fuel NO_x 생성에 기여하는 연료 내 N 함량이 높아 NO_x 배출량이 많다는 단점이 있다. 이 때문에, 암모니아를 화력발전, 산업용 보일러 등 상용 설비에 무탄소 연료로 활용하기 위해서는 암모니아의 단점을 보완하기 위한 연소기 개발이 필수적이다.

현재 암모니아 전소에 대한 전산유체역학(computational fluid dynamics, CFD) 관련 문헌들은 예혼합 화염에 집중되어 있다. 이는 암모니아 전소 화학 반응 메커니즘의 정립을 위해서는 연료/산화제의 혼합이 균일한 예혼합화염(premixed flame)을 통한 실험으로 NO_x 생성 경로 또는 층류 화염 속도와 같은 기초 데이터 확보가 필요하기 때문이다. 실제, 암모니아 전소 전산해석을 위하여 주로 사용되는 Miller[4], Okafor[5]와 Konnov[6] 가 발표한 메커니즘 모두 예혼합 화염 데이터를 기반으로 검증되었다. Nakamura 등[7]은 유전 알고리즘(GA)을 통한 단순화된 암모니아 전소 메커니즘 개발 및 1 MW_th급 실제 예혼합 버너에 대한 CFD 해석을 진행하여 실험결과와 비교 및 검증을 진행하였다. 하지만, 난류 조건에서의 예혼합 연소는 역화의 위험이 증가하기 때문에[8] 실제 상용 설비에서는 역화의 우려가 없는 비예혼합(non-premixed) 화염을 적용하는 것이 일반적이다. Somarathne 등[9]은 암모니아의 예혼합과 비예혼합 화염에 대한 3차원 전산해석을 진행하였고, 비예혼합 화염은 선회를 적용하여 적절한 연료/산화제의 혼합으로 화염을 안정시킬 수 있다는 것을 보였다. 또한, 예혼합 화염과 달리 NO 농도 분포가 비균일한 특성을 나타내고, 높은 NO 배출량을 보인다는 결론을 도출하였다.

암모니아 연소에 대한 CFD 해석에서 다수의 화학종과 반응식을 가진 detailed mechanism을 적용할 때 난류 연소 모델은 large eddy simulation(LES)과 연계된 eddy dissipation concept(EDC)를 사용한다. 하지만 EDC는 각 격자 내 매우 작은 에디(eddy)에 대해 화학종의 반응속도를 계산하는 매우 조밀한 격자가 필요한 해석 소요가 큰 모델이다. 이로 인해 상용급 버너의 개발 과정에서 다양한 형상 및 설계/운전인자를 평가하고 최적화하는 반복적인 CFD 해석에 적용하기에 어려움이 있다. 반면 steady/unsteady diffusion flamelet model(S/UDFM)은 비예혼합화염의 혼합분율을 기반으로 한 비교적 단순한 난류반응모델로서 개별화학종의 해석이 필요하지 않아 빠른 계산이 가능하나, 상대적으로 느린 반응의 정확한 모사가 필요한 착화 과정과 NO_x 농도 등의 예측에 한계가 있다. 따라서, S/UDFM의 예측 경향이 합리적이고, EDC 모델 또는 실험결과의 차이를 알고 있다면 버너 설계 과정에서 활용할 수 있다.

본 연구는 암모니아의 산업용 비예혼합 스월 버너의 개발을 위한 CFD 해석 과정에서 설계 인자의 영향을 빠르게 도출할 수 있는 S/UDFM 모델의 예측 성능을 평가하고, 주요 설계인자들의 영향을 분석하기 위한 것이다. 이를 위해 80 kW_th급 싱글버너를 대상으로 다양한 조건에서 S/UDFM과 EDC 모델의 화염 특성 및 화학종 배출 경향을 비교하고, 실제 실험 결과와 비교하여 모델의 특성과 활용방안을 제시하고자 하였다.

2. 해석 대상 및 방법

2.1 버너 및 반응기 형식

Fig. 1은 본 연구에서 대상으로 하는 80 kW_th급 암모니아 전소 버너와 반응기의 구조를 나타낸 것이다[10,11]. 반응기는 직경 0.6 m, 길이 2.8 m의 원통형 구조이며, air- staging을 위한 over-fire air(OFA) 포트가 총 두 개의 단으로 구성되어 있다. 각 단에는 4개의 포트가 등간격으로 배치되어 반응기 중심에 임의의 동심원을 형성하며 투입된다. 해당 선회 버너는 1차 공기(primary air, PA)와 2차 공기(secondary air, SA)로 구성된 총 2 개의 산화제 투입구와 그 사이에 1 개의 연료 투입구를 가진 환형 구조이다. PA와 SA는 공기예열기를 통해 350°C로 예열되어 투입되며, 버너 내부에 투입구 별로 설치된 접선 베인(tangential vanes)을 통해 선회가 유도된다.

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Fig. 1.

Schematic of 80 kW_th non-premixed swirl burner and furnace.

2.2 CFD 해석 방법 및 연소조건

2.2.1 세부 해석 모델 구성

CFD 상용코드인 ANSYS Fluent version 22.1를 사용하여 난류, 복사 열전달과 화학종에 대한 세부 모델을 적용한 전산해석을 진행하였다. 난류 모델은 난류 경계층 예측 및 고전단 유동 영역에서의 높은 안정성과 정확성을 제공하여 강한 전단력과 고압 구배가 존재하는 선회 버너와 같은 환경에 적합한 모델인 shear-stress transport(SST) k-ω 모델을 사용하였다[12]. 복사 열전달은 무한한 방향을 유한한 n 개의 방향으로 나누어 적분을 유한 합으로 근사하여 계산하는 구분종좌법(discrete ordinate method)을 통해 계산된다[13]. 회색기체의 복사 참여는 회색기체가중합법(weighted sum of gray gases model)을 통해 가스흡수계수를 계산하였다[14]. 압력-속도의 커플링을 위하여 SIMPLE 알고리즘을 사용하였고, 2차상류차분법을 사용하여 이산화를 진행하였다.

화학종 농도 및 반응 해석을 위하여 EDC와 steady diffusion flamelet model(SDFM)의 두 가지 난류 화학반응 모델을 사용하였다. EDC는 난류-화학 반응 상호작용을 직접 모델링하는 방식으로 에너지의 단계적 이용에 기반하여 난류 혼합이 미세한 소멸 에디에서 분자 혼합과 화학 반응 속도를 결정하고, 난류 시간 스케일(turbulent time scale, τ^*)에 의해 제한된다. 지배방정식은 다음과 같다[15].

(1)

\frac{\partial}{\partial t} (ρ Y_{i}) + \nabla ∙ (ρ \vec{v} Y_{i}) = - \nabla ∙ \bar{\vec{J_{i}}} + R_{i} + S_{i}

(2)

R_{i} = ρ K \frac{Y_{i}^{*} - Y_{i}^{0}}{τ^{*}}

(3)

K = \frac{ξ^{* 2}}{1 - ξ^{* 3}}, ξ^{*} = 2.1377 (\frac{ν ϵ}{k^{2}})^{\frac{1}{4}}, τ^{*} = 0.4082 (\frac{υ}{ϵ})^{\frac{1}{2}}

SDFM은 국부적으로 1차원의 얇은 층류 확산 화염(laminar flamelet)으로 구성된다고 가정하고 해당 화염 계산으로부터 상세 화학 반응을 혼합분율(mixture fraction)과 스칼라 소산율(scalar dissipation rate)로 매개 변수화하여 다음의 지배방정식을 계산하는 연소 모델이다[16].

(4)

\frac{\partial Y_{i}}{\partial t} = \frac{χ}{2} \frac{\partial^{2} Y_{i}}{\partial Z^{2}} + \frac{\dot{m_{i}}}{ρ}

(5)

\bar{Φ} = \iint Φ (f, χ_{s t}) p (f, χ_{s t}) d f d χ_{s t}, f = \frac{Z_{i} - Z_{i, o x}}{Z_{i, f u e l} - Z_{i, o x}}

(6)

χ = 2 D | \nabla |^{2}, χ_{s t} = \frac{C_{χ} ϵ \bar{f'^{2}}}{k}, C_{χ} = 2

Fig. 2는 암모니아 전소 조건에서의 look-up table의 예시이다. 혼합분율 $f$ 의 분포는 𝛽-PDF(beta probability density function, 베타확률분포함수)를 통해 구성되며, 평균혼합분율과 그 분산 그리고 열손실에 따른 화학종 조성은 look-up table로 별도 계산된다.

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Fig. 2.

Example of look-up table for ammonia combustion.

SDFM은 단순화되어 해석 소요 시간이 적은 연소 해석 모델이고 연소 등 반응 속도가 빠른 반응에 대해선 비교적 정확한 결과를 보이나 NO_x 등 반응 속도 느린 화학종에 대한 정확한 계산 불가능하다는 단점이 존재한다. 이를 보완하기 위하여, 시간에 따른 화학종을 고려하기 때문에, NO_x 생성 등 반응 속도가 느린 화학종 예측에 적절한 unsteady diffusion flamelet model(UDFM)을 활용하여 post-processing을 진행하였다. UDFM은 정상 상태(SDFM)에서 수렴된 결과에 비정상 마커 확률 방정식을 사용하여 후처리하는 방식이다. 이 때문에 비정상 화염의 화학종이 유동에 미치는 영향은 무시되고 높은 스칼라 소산값으로 인한 소화를 방지하기 위하여 에너지 지배방정식은 계산하지 않는다. 비정상 확률 마커 방정식은 시간에 따라 비정상 화염 화학종 지배방정식과 동시에 계산되고 충분히 확산, 대류가 되어 마커 확률 방정식이 사라지면 비정상 화염 평균 화학종이 정상 상태에 도달하게 된다[17]. UDFM의 수송방정식은 다음과 같다.

(7)

\frac{\partial}{\partial t} (ρ I) + \nabla ∙ (ρ \bar{v} I) = \nabla ∙ (\frac{μ_{t}}{σ_{t}} \nabla I)

암모니아 전소를 위해 Gotama 등[18]이 2022년 발표한 26개의 화학종과 119개의 반응식을 포함한 detailed mechanism을 사용하였다. 해당 메커니즘은 암모니아가 O, OH 라디칼을 만나 크래킹되어 NH₂를 생성하고 NH, OH 라디칼들과 반응하는 것도 고려한다. 또한, 암모니아 전소 시 존재하는 H₂의 영향을 고려하기 위해 수소 회수 메커니즘을 포함하여 NO_x 배출 예측에 효과적이다. 165개의 반응식을 포함한 Han 등의 발표한 기존 메커니즘[19] 대비 화학종과 반응식의 수가 적다는 점과 문헌상 층류 화염 속도 결과 해석 결과와 실험 데이터와의 일치성을 기준으로 해당 메커니즘을 선정하여 전산해석을 진행하였다.

2.2.2 난류연소모델 비교 해석

Table 1은 난류 연소 모델 비교를 위해 수행한 CFD 해석의 연소조건을 나타낸 것으로 핵심설계/운전인자들인 PA:SA 비율과 당량비를 변경하여 구성하였다. 먼저 공기-연료 당량비를 1.1(과잉공기비 10%)로 고정하고 PA 비율을 10-30%로 변경하여 4개 case를 구성하였다. 당량비 변화시에는 1.05와 1.15로 달리하고 PA 비율은 30%로 고정한 두 조건을 추가하였다. 모든 조건에서 OFA 없이 버너로만 산화제가 투입되며, 선회강도는 접선방향 속력 대비 축방향 속력의 비율로 나타낼 때 PA 0.5, SA 0.95로 설정하였다. 반응기 외벽 경계조건의 경우 실제의 경우 실험 전 예열이 되는 점을 고려하기 위하여 800°C의 고정 온도, 버너 외벽의 경우 단열 조건으로 설정하고 모든 벽의 방사율은 0.7로 설정하였다.

Table 1.

Combustion conditions of the burner for comparison of turbulent reaction models

Case	Air-fuel equivalence ratio	PA:SA
1.1-10	1.1	10:90
1.1-15	1.1	15:85
1.1-20	1.1	20:80
1.1-30	1.1	30:70
1.05-30	1.05	30:70
1.15-30	1.15	30:70

난류 연소 모델 비교 해석은 OFA 투입이 없는 연소조건이므로 해석 시간 단축과 조밀한 격자 제작을 위하여 2차원 축대칭(axisymmetric) 조건으로 단순화하고 OFA 포트 직전까지의 영역만을 대상으로 수행하였다. 이때 해석의 신뢰성 향상을 위해 주 반응영역인 버너 주위에 격자를 더욱 조밀하게 조정한 총 39,416개의 사각형 셀로 구성하고, 격자 민감도를 평가하였다.

Table 2는 격자 민감도 분석을 위하여 제작한 격자들에 대한 셀 수와 가장 조밀한 격자인 v4 대비 위치별 오차의 평균값을 나타낸 것이다. Fig. 3은 격자별 버너 입구로부터 중심축을 따라 거리에 따른 속력 및 NO와 O₂의 농도의 평균값을 나타낸 것이다. 주황색으로 나타낸 v2는 v4(녹색)와 O_2, NO 농도, 그리고 속력에서 각각 1.6%, 2.1% 그리고 0.5%의 평균 오차를 보여 각 7.8%, 6.7%, 4.7%의 평균 오차를 보인 v1(적색) 대비 정확한 결과를 보여 v2가 해석 효율성과 정확성 모두 합리적이라 판단하여 해당 격자를 사용하여 해석을 진행하였다.

Table 2.

List of 2D mesh versions and average deviations for mesh sensitivity test

Mesh version		v1	v2	v3	v4
# of cells		10,178	39,416	62,436	103,694
Avg. dev. (%)	O₂	7.8	1.6	1.6	-
	NO	6.7	2.1	2.1	-
	Vel	4.7	0.5	0.5	-

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Fig. 3.

Profiles of mole fraction of (a) O₂ and(b) NO and (c) velocity magnitude in the axial direction from the burner for different mesh versions.

2.3.3 실험 결과와의 비교 해석

S/UDFM 모델 기반 CFD와 실험결과[11]와 비교를 위한 해석은 Fig. 1의 전체 연소로 형상에 대해 Table 3에 나타낸 3개의 실제 실험 조건을 대상으로 수행하였다. LHV 기준으로 83.5 kW_th의 암모니아가 상온으로, 산화제인 공기는 350°C로 예열되어 공급된다. 공기-연료 당량비 1.2(과잉공기비 20%)인 조건에서 버너에서는 전체 산화제의 75%가, 나머지는 두 단의 OFA에 나누어 투입된다. 이때 PA:SA 비율을 20:80, 40:60, 50:50으로 바꾼 3개의 조건(각각 A-20, A-40, A-50)에 대해 해석하였다. PA, 연료, SA 투입구의 선회 강도(접선방향/축방향 속력비율)는 실제 버너의 사양을 고려하여 각각 0.9, 0.9, 0.8로 설정하였다.

Table 3.

Combustion cases for comparison of CFD and experimental results in the single burner furnace

Case	Air-fuel equivalence ratio	OFA	PA:SA
A-20	1.2	25%	20:80
A-40	1.2	25%	40:60
A-50	1.2	25%	50:50

해석시 연소로의 형상은 4개의 OFA 노즐 위치를 고려하여 periodic 조건을 이용한 1/4의 형상으로 단순화하고, 직교 좌표계 기준 총 3,003,030개의 육면체 셀로 격자를 구성하였다. 해석 정확도를 위하여 주 반응영역인 버너와 OFA 포트 주위의 격자를 더욱 조밀하게 제작하였다. 반응기 외벽에 대한 경계조건은 실험 시 측정된 온도와 일치시키기 위하여 수식 형태로 적용하여 높이별 460°C에서 888°C 사이의 값으로 적용하였다.

3. 결과와 고찰

3.1 EDC와 S/UDFM 모델 비교

PA 투입 유량을 변경하며 그 영향에 따른 연소 및 유동 특성과 S/UDFM 사용 해석 결과를 EDC의 결과와 비교하여 효율적인 난류 연소 모델로서의 가능성을 판단하고자 하였다.

Fig. 4는 PA에 투입되는 산화제의 비율이 증가할 때, 온도 분포를 나타낸 것이다. 버너 부근 착화 패턴에 있어 차이는 존재하지만, 화염 모양에 있어 EDC와 SDFM은 큰 차이를 보이지 않는다. 유동이 반응기 내벽에 직접 부딪혀 온도 분포 경향 자체가 다른 Case 1.1-30를 제외한 EDC 적용 결과에서 SDFM 대비 주황색으로 나타나는 1300°C 이상의 고온 영역의 길이가 긴 것을 확인할 수 있다. 이는 SDFM은 확산에 기반한 해석모델로 화염이 좁은 영역에 집중되지만, EDC는 난류 혼합에 기반한 모델이기에 열 분산 효과로 열이 더 넓은 영역으로 퍼지기 때문이다. PA 투입 유량 증가 시, 두 모델 공통적으로 고온 영역의 폭이 좁아지는 경향을 보인다. 비교적 선회가 약한 PA에 많은 양의 산화제가 투입되어 해당 유동이 반응기 중심으로 진행하기 때문에 이러한 현상이 발생한다. 고온 영역 폭의 감소는 thermal NO_x 생성을 위한 고온 영역의 감소를 뜻하기 때문에, PA 투입량 증가 시 NO_x 배출량 감소를 예상하였다.

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Fig. 4.

Comparison of temperature contour between models for cases (a) 1.1-10, (b) 1.1-15, (c) 1.1-20 and (d) 1.10-30.

Fig. 5는 Case 1.1-10과 1.1-30의 유동 벡터를 화살표로 나타낸 것이다. 산화제 중 10%가 PA에 투입될 경우, 비교적 저속인 PA가 고유의 모멘텀을 가지지 못하고 PA와 SA 사이 공간으로 말려 들어가는 모습을 볼 수 있다. 이는 암모니아 전소에서 NO_x 배출을 저감하는 방법의 하나인 고온의 연료가 농후한 내부재순환영역(internal recirculation zone, IRZ)의 생성을 억제한다. 반면, PA에 투입되는 유량을 30%까지 증가시켰을 때, 실선으로 표현된 PA의 유동이 직진 모멘텀을 가지고 반응기 후단으로 진행한다. 이때, 점선으로 표현된 SA의 유동은 강한 선회강도에 의해 연료 투입구 주위로 순환하며 연료 농후 조건의 IRZ를 형성한다. 이러한 유동 패턴은 EDC와 SDFM 공통적으로 확인되어, 두 모델 모두 Case 1.1-30에서 Case 1.1-10 대비 낮은 NO_x 배출량을 보일 것이라 예상할 수 있다.

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Fig. 5.

Velocity vector for cases (a) 1.1-10 (b) 1.1-30 with EDC (top) and SDFM (bottom): PA (solid line), SA (dashed line).

Fig. 6은 Case 1.1-10과 1.1-30의 주요 화학종인 NO, N₂O와 NH₃의 분포를 각각 나타낸 것이다. N₂O의 경우 암모니아 전소에서 NO_x 형성의 중요 중간체이면서 온난화계수가 이산화탄소보다 273배 강한 온실가스이기에[20] 배출량 제어가 중요하다. SDFM의 해석 결과는 화염편을 모델링하는 모델 특성상 고온 영역의 경계면에서, EDC의 경우 고온의 순환영역 내부에서 고농도의 NO가 생성된다는 차이점이 있지만, 두 모델 모두 thermal NO_x의 영향으로 고온 영역에서 고농도의 NO가 생성된다. 착화 영역 중 NO 농도가 낮은 영역에서 고농도의 N₂O가 생성되는 경향도 같다. NH₃의 경우 반응에 의한 소모 속도에 있어 두 모델이 큰 차이를 보인다. S/UDFM은 산화제와 연료가 만나는 즉시 확산에 의해 반응이 되는 모델 특성상 암모니아를 빠르게 소모한다. EDC는 고농도의 암모니아가 비교적 후단까지 유지되지만 두 모델 모두 배출량은 모두 0.01 ppm 이하로 무시 가능하다.

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Fig. 6.

Contour of NO (top), N₂O (middle), NH₃ (bottom) for cases (a) 1.1-10 and (b) 1.1-30.

Table 4는 PA 투입 유량 변경 시 반응기 출구 온도와 주요 화학종인 NO, N₂O에 대한 EDC와 S/UDFM 결과를 나타낸 것이다. 고온의 유동이 반응기 내벽과 직접 충돌하여 유동패턴이 달라지는 Case 1.1-30을 제외하면 출구온도는 모든 케이스에서 980°C 정도이다. 온도 분포와 유동 패턴에서 예측한 것과 같이, NO 배출량은 PA에 투입되는 산화제가 증가할수록 감소하는 경향을 보인다. EDC의 경우 N₂O 배출은 18 ppm에서 7 ppm으로 감소하는 경향을 보였다. 반면, UDFM의 경우 최대 481 ppm의 N₂O 배출량을 보이며 EDC 대비 해당 화학종 배출량을 과대예측하지만, PA 투입 유량이 증가할수록 뚜렷하게 감소하는 경향을 보인다. 특히, 안정적인 연료 농후 조건의 IRZ가 생성되는 Case 1.1-30의 경우, UDFM이 NO를 과소 예측할 뿐, N₂O와 암모니아 배출량에서 EDC와 큰 차이를 보이지 않았다.

Table 4.

Comparison between EDC and S/UDFM for exit temperature and species concentration depending on the PA ratio

Case	NO [ppm,dry]		N₂O [ppm,dry]		Exit temperature [°C]
Case	EDC	S/UDFM	EDC	S/UDFM	EDC	S/UDFM
1.1-10	3377	2042	18	481	983	977
1.1-15	2399	2023	18	193	981	980
1.1-20	2361	1986	7	145	985	980
1.1-30	2361	1400	7	14	953	984

30%의 공기가 PA로 투입될 때, 안정적인 착화와 내부재순환영역의 생성이 되는 것을 확인하였기에 이를 고정하고 공기-연료 당량비 변경을 통한 모델의 성능 비교도 진행하였다. Table 5는 당량비를 변경한 세 Case에 대한 출구 온도와 주요 화학종 결과이고, Fig. 7은 케이스 별 온도 및 유속 분포이다. 산화제 증가로 인한 투입 유속 증가에 의한 유동과 온도장의 변화는 미미하다. 하지만 NO는 투입되는 산화제가 증가하며 같이 증가하는 경향을 두 모델에서 동일하게 확인할 수 있었고, EDC가 NO 배출량을 과대예측하는 경향은 이전과 동일하였다. N₂O는 1.05-30의 UDFM 해석에서만 100 ppm 이상 배출되고 타 케이스에선 두 모델 사이 배출량 절대값의 차이가 없었다. 이를 통해, 충분한 공기 투입과 안정적인 화염을 위한 최적화된 설계 하에서 두 모델이 유사한 화학종 예측 성능을 보여, NO 배출 관련 조정을 거친다면, 해석 소요가 큰 EDC를 대신하여 사용될 수 있는 화학종 예측에 효율적인 해석모델으로서의 S/UDFM의 가능성을 확인하였다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2024-029-04/N0590290412/images/kosco_2024_294_108_F7.jpg

Fig. 7.

Temperature (top) and velocity (bottom) contour for cases (a) 1.05-30 and (b) 1.15-30.

Table 5.

Comparison between EDC and S/UDFM for exit temperature and species concentration depending on the equivalence ratio

Case	NO [ppm,dry]		N₂O [ppm,dry]		Exit temperature [°C]
Case	EDC	S/UDFM	EDC	S/UDFM	EDC	S/UDFM
1.05-30	1703	1170	8	115	939	986
1.1-30	2361	1400	7	14	953	984
1.15-30	2754	1453	4	3	966	981

3.2 S/UDFM 적용 실제 반응기 전산해석

Fig. 8은 Case A-20, A-40, A-50의 SDFM 해석 온도 분포 결과이다. PA 투입 유량의 영향을 판단하기 위하여 버너 주위 영역으로 확대하여 나타내었다. Case A-20의 경우 화염이 버너 팁 부근에서부터 시작되고 자연스럽게 이어지는 모양을 보여 비교적 안정적인 화염 유지가 예측된다. 반면 Case A-40과 A-50의 경우 너무 강한 PA에 의해 유동 패턴이 영향을 받아 연소기 중앙에 고온 영역이 형성되고, 하나의 이어지는 화염이 아닌 점과 같은 모양을 보이는 등 여러 곳에서 고온 영역이 생성되어 안정적인 화염 유지가 어려울 수 있다. 특히, Case A-50의 경우 버너 팁에서 멀리 떨어진 곳에서 주 고온부가 생성되는 것을 보아 불안정한 연소 및 쉬운 소화가 예상된다.

https://cdn.apub.kr/journalsite/sites/kosco/2024-029-04/N0590290412/images/kosco_2024_294_108_F8.jpg

Fig. 8.

Temperature contour of vertical plane for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

이러한 경향은 투입구로부터 높이 방향으로 0.08 m, 0.2 m, 0.4 m 지점의 수평 단면의 온도 분포를 나타낸 Fig. 9에서도 확인 할 수 있다. Case A-20의 경우 반응기 후단까지 비교적 안정적인 원형의 고온부가 형성되지만, 타 Case들에서는 바람개비 형태의 고온부를 보인다. 특히 퀄(quarl)이 끝나는 지점인 0.08 m 지점에서부터 Case A-40과 A-50 모두 넓은 고온부를 보인다. 해당 형태의 고온부는 강한 선회가 걸리는 PA의 유속이 증가하고, 연료의 유동에 영향을 크게 주어 균일하지 않은 유동 형태를 만들기 때문이라 판단된다. Case A-20은 안정적인 화염 패턴을 보일 뿐 아니라 반응기 내 최고온도도 1620°C로 각각 1820, 1824 °C인 Case A-40과 A-50 대비 낮은 값을 보여 thermal NO_x 생성 저감으로 인한 NO 배출량 저감이 예측된다.

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Fig. 9.

Temperature contour of horizontal planes 0.08 m, 0.2 m and 0.4 m away from inlet ports for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

질량분율 기준 암모니아의 농도를 속도 벡터로 시각화한 Fig. 10을 보면, Case A-20의 경우 연료가 중앙으로 순환하여 연료가 농후한 IRZ를 명확하게 형성하는 것을 볼 수 있다. PA의 투입량이 증가할수록, PA의 빠른 유속으로 인한 혼합성 저하로 버너 주위에서 재순환영역이 형성되지 못하고 연료가 후단으로 빠져나가기 때문에 연료 희박 조건에서의 암모니아 연소로 NO 배출량 증가가 예상된다.

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Fig. 10.

Velocity vector colored with concentration of NH₃ for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

Fig. 11은 NO와 NH₃배출량에 대하여 실험결과와 S/UDFM의 결과를 비교한 것이다. 유동과 온도 경향을 기반하여 예측한 것과 같이 PA 투입 유량이 증가할 시 전산해석 상 NO 배출량이 증가하는 경향을 보인다. 이는 실제 실험결과와 동일한 경향을 보여 상용규모 설비에 대한 암모니아 비예혼합 전소 전산해석을 진행할 때에 S/UDFM의 사용 가능성을 확인할 수 있다. 암모니아 배출량의 경우, 실제 실험에서는 5-8 ppm이 측정되었고, CFD 해석 결과 0.03 ppm 정도로 예측되었다. 이는 산화제/연료 혼합이 어려울 수 있는 비예혼합 조건에서도 암모니아의 완전연소 여부를 효과적으로 확인할 수 있는 모델로서 S/UDFM의 가능성을 확인시켜주었다. 하지만 다른 주요 화학종인 N₂O은 1 ppm미만으로 미미한 수준을 보인 실험결과 대비 173-253 ppm으로 매우 과대예측된다. 따라서, S/UDFM을 이용한 설계인자 평가 해석에서는 N₂O 배출량을 무시하는 것이 적절하며, 추후 반응메커니즘 변경을 통한 보완이 필요하다.

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Fig. 11.

Comparison of NO and NH₃ emissions between CFD and experiments.

참고로, 해석에 사용한 격자에 대해 EDC를 적용하여 해석을 진행하면 Case A-20의 NO 출구 농도가 0.6 ppm으로 비정상적인 결과를 보였다. 따라서 충분한 조밀도가 확보되지 않은 격자에 대한 EDC 모델 적용 해석은 S/UDFM 모델 적용 해석 대비 타당하지 않음을 확인하였다.

4. 결 론

난류 비예혼합 스월 버너에서 CFD를 통한 암모니아 전소 해석를 위하여 화학반응을 단순화하여 계산하는 SDFM과 UDFM이 조밀한 격자가 필요하고 해석소요가 큰 EDC의 효율적인 대안이 될 수 있는지에 대한 분석을 진행하였다. Air-staging이 없는 조건을 2차원으로 단순화하여 PA로 투입되는 산화제의 비율을 증가시키며 두 모델 간 결과를 비교하였다. PA 투입량 증가 시, PA의 직진성 유동으로 인해 연료 농후 조건의 IRZ가 형성되었고 NO 배출도 저감되는 공통점을 보였다. 불안정한 연소가 예상되는 조건에서는 UDFM이 EDC 대비 N₂O 배출을 과대 예측하였지만, 30%의 산화제가 PA로 투입될 때 두 모델 사이에 배출량 차이는 없었다. PA 투입 비율을 30%로 고정하고 당량비를 변경하였을 때, 비교적 적은 산화제가 투입되는 경우 마찬가지로 UDFM이 N₂O 배출을 과대 예측하였지만 나머지 Case에서는 두 모델 사이 차이가 없었다. 이를 통해, 충분한 공기 투입과 안정적인 화염을 위한 최적화된 설계 하에서 두 모델이 유사한 성능을 보였다.

실제 실험결과와 비교한 3차원 해석에서도 S/UDFM은 N₂O를 과대예측하는 문제점이 있지만, NO 배출 경향과 완전연소를 의미하는 NH₃ 배출은 유사한 경향을 보였다. 따라서, 해석 자원이 제한되어 매우 조밀한 격자의 사용이 어려운 산업용 연소설비의 설계 개발 과정에서 위와 같은 모델의 예측 특성을 감안하고 S/UDFM을 적용한 CFD 해석이 효율적인 대안으로 사용될 수 있음을 확인하였다.

Acknowledgements

이 연구는 2024년도 산업통상자원부 및 산업기술평가관리원(KEIT) 연구비 지원에 의해 수행되었음(20023380).

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

Preview

Evaluation of a Turbulent Non-premixed Combustion Model for the Design of an Ammonia-fueled Burner

ABSTRACT

MAIN

Fig. 1.

Schematic of 80 kWth non-premixed swirl burner and furnace.

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

Fig. 2.

Example of look-up table for ammonia combustion.

(7)

Table 1.

Combustion conditions of the burner for comparison of turbulent reaction models

Table 2.

List of 2D mesh versions and average deviations for mesh sensitivity test

Fig. 3.

Profiles of mole fraction of (a) O2 and(b) NO and (c) velocity magnitude in the axial direction from the burner for different mesh versions.

Table 3.

Combustion cases for comparison of CFD and experimental results in the single burner furnace

Fig. 4.

Comparison of temperature contour between models for cases (a) 1.1-10, (b) 1.1-15, (c) 1.1-20 and (d) 1.10-30.

Fig. 5.

Velocity vector for cases (a) 1.1-10 (b) 1.1-30 with EDC (top) and SDFM (bottom): PA (solid line), SA (dashed line).

Fig. 6.

Contour of NO (top), N2O (middle), NH3 (bottom) for cases (a) 1.1-10 and (b) 1.1-30.

Table 4.

Comparison between EDC and S/UDFM for exit temperature and species concentration depending on the PA ratio

Fig. 7.

Temperature (top) and velocity (bottom) contour for cases (a) 1.05-30 and (b) 1.15-30.

Table 5.

Comparison between EDC and S/UDFM for exit temperature and species concentration depending on the equivalence ratio

Fig. 8.

Temperature contour of vertical plane for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

Fig. 9.

Temperature contour of horizontal planes 0.08 m, 0.2 m and 0.4 m away from inlet ports for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

Fig. 10.

Velocity vector colored with concentration of NH3 for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

Fig. 11.

Comparison of NO and NH3 emissions between CFD and experiments.

Acknowledgements

References

Schematic of 80 kW_th non-premixed swirl burner and furnace.

Profiles of mole fraction of (a) O₂ and(b) NO and (c) velocity magnitude in the axial direction from the burner for different mesh versions.

Contour of NO (top), N₂O (middle), NH₃ (bottom) for cases (a) 1.1-10 and (b) 1.1-30.

Velocity vector colored with concentration of NH₃ for cases (a) A-20, (b) A-40 and (c) A-50.

Comparison of NO and NH₃ emissions between CFD and experiments.