Oxy-Fuel and Flue Gas Recirculation Combustion Technology: A Review

<초청논문>

DOI:10.3795/KSME-B.2008.32.10.729

순산소 및 배가스 재순환 연소 기술

김현준^* · 최원영^* · 배수호^* · 신현동^†

(2008년 7월 25일 접수, 2008년 8월 19일 수정, 2008년 8월 19일 심사완료)

Oxy-Fuel and Flue Gas Recirculation Combustion Technology: A Review

Hyeon Jun Kim, Wonyoung Choi, Soo Ho Bae and Hyun Dong Shin

Key Words :

Abstract

Oxy-fuel combustion is a reliable way for the reduction of pollutants, the higher combustion efficiency and the separation of carbon dioxide. The review of recent research trends and the prospects of oxy-fuel combustion were presented. The difference in characteristics among oxy-fuel combustion, conventional air combustion, oxy-fuel combustion with flue gas recirculation (FGR) technique was investigated. Recent experiments of oxy-fuel combustion with/without FGR were surveyed in various ways which are optimized burner design, flame characteristics, the soot emission, the radiation effect, the NOx reduction and the corrosion of combustor. Numerical simulation is more important in oxy-fuel combustion because flame temperature is so high that conventional measurement devices have a restricted application. Equilibrium and non-equilibrium chemical reaction mechanisms for oxy-fuel combustion were investigated. Combustion models suitable for the numerical simulation of non-premixed oxy-fuel flame were surveyed.

1. 서 론

최근 온실가스 배출과 환경 오염의 문제가 대두 되면서 새로운 연소 기술의 개발 및 연소 효율 증 대를 통한 화석 연료의 사용량 저감 및 온실 가스 배출 저감의 필요성이 더욱 커지고 있다. 각국에 서는 이와 관련된 연구와 기술개발에 대한 투자도 더욱 활발해지고 있다.^(1,2)

산업용 연소 시스템에 있어 환경 오염에 영향을 주는 대표적인 배출 가스로는 CO, SOx 및 NOx 를 예로 들 수 있다. CO 는 인체에 흡입될 경우 적혈 구의 산소 결합을 방해하여 중독에 이르게 하는 유해한 기체이다.⁽³⁾ SOx 와 NOx 는 그 자체도 인체 에 유해하지만 물과 결합하여 황산 및 질산을 생 성하기 때문에 대기중에 배출될 경우 산성비의 원 인이 된다.⁽⁴⁾ CO 의 경우는 연소기 내에서 연료의 완전 연소를 유도하여 배출량을 저감할 수 있다.⁽⁵⁾

또한 SOx 는 탈황 공정을 통하여 석고(CaSO4)를 제조하여 건축 자재의 원료로 활용하는 기술이 실 용화되어 있다.⁽⁶⁾ NOx 는 공기를 산화제로 사용하 는 대부분의 연소 시스템에서 필연적으로 발생하 기에 배출량 저감이 특히 중요한 위치를 차지하고 있다. NOx 저감 기술은 크게 연소 후처리(post- combustion), 연소 방식 개선(combustion modification) 기법으로 나뉜다. 후처리 기법은 연 소기 후단에 촉매, 또는 비촉매 반응을 이용하여 NOx 를 선택적으로 회수하는 장치를 부착하여 배 출량을 저감한다.^(5,7) 연소 방식 개선을 통하여 NOx 의 배출량을 제어하는 기법으로는 전체 연소 장의 온도를 낮추어 thermal NOx 를 줄이거나, 다 단 연소 방식을 통하여 NOx 를 환원시켜서 저감 하는 방법, 저 NOx 버너를 활용하는 방법, 산화제 에서 질소를 배제하는 순산소 연소 방법을 예로 들 수 있다.^(5,6)

CO2로 대표되는 온실 가스에 의한 지구 온난화 문제는 이미 대표적인 범 국제적인 문제로 자리잡 았다. 산업화 이후로 연평균 온도는 꾸준히 증가 하는 추세를 보이고 있으며 그 증가폭은 Fig. 2 와 같 이 C O2 의 변 화 추 이 와 비 슷 한 거 동 을 보

† 회원, 책임저자, 한국과학기술원 기계공학과 E-mail : hdshin@kaist.ac.kr

TEL : (042)869-8829 FAX : (042)869-8820

* 한국과학기술원 대학원 기계공학과

Fig. 1 Schematics of the separation of CO

Fig. 2 Increased CO

Fig. 3 Schematics of the separation of CO

이고 있다.⁽⁹⁾ 대부분의 산업용 연소 시스템에서는 탄화수소 계열인 화석 연료를 이용하기 때문에 상 당량의 CO2가 생성되며 현재는 거의 모두 대기중 으로 배출되고 있다. 이에 CO2 를 회수하여 이를 저장하는 방법이 유력한 대안으로 떠오르고 있다.

(10,11) 연소 시스템에서의 CO2 회수 방법은 크게 세

가지로 연소 후 분리법, 가스화-부분 산화를 이용 한 연소 전 분리법, CO2 재순환 산소 연소 기법으

로 분류할 수 있으며 그 개략도는 Fig. 3 에 잘 나 타나 있다. ⁽¹¹⁾

앞서 살펴본 바와 같이 순산소 연소 기술은 NOx 저감과 CO2 회수라는 두 가지 목적을 함께 해결할 수 있는 방법이다. 특히 후처리 장치가 필 요하지 않으므로 기존 시스템에 적용하기가 유리 한 장점을 지니고 있다. ⁽¹¹⁾ 그러나 아직까지 산업 용 연소기에는 순산소 연소 기술이 일반화되지는 못하고 있는 실정이다. 이는 높은 산소 제조 단가 에 기인한 경제성의 부족과 공기 연소에 비해 상 대적으로 높은 연소 온도로 인한 연소기 재료 선 정의 한계 때문이다. 최근에 와서야 산소 제조 기 술의 발전으로 산소제조 단가가 저렴해지고 지구 온난화와 관련된 CO2 저감의 필요성이 국제적인 관심사로 부각됨에 따라 순산소 연소기술에 대한 관심이 크게 대두되고 있다.^(12,13)

2005 년에 발효된 교토 의정서(Kyoto Protocol)에 따르면 한국의 경우 2008 년부터 2012 년까지 1 차 의무 부담국에서 벗어나 있었지만 2013 년 이후로 는 CO2 배출 규제가 불가피한 상황이다. 이렇게 환경에 관한 규제가 강화되면서 친환경적이면서도 고효율의 연소 시스템의 개발이 절실한 상황이 다.⁽¹⁴⁾ 따라서 본 연구에서는 순산소 및 산소 부화 연소 기술의 특성과 관련된 연구 결과를 통하여 산소 연소 응용 기술에 관한 전반적인 내용을 살 펴보고 향후 대두될 기술적인 문제점을 제시하고 자 한다.

2. 산소 부화 및 순산소 연소

2.1 산소 부화 연소와 공기 연소의 비교 산소 부화 연소란 공기에 산소를 혼합하여 산화 제의 산소 비율을 높여 연소하는 것을 뜻한다. 산 소의 비율이 증가하여 순수하게 산소만 공급되는 경우 순산소 연소와 동일하므로 산소 부화 연소는 넓은 범위에서 순산소 연소를 포괄하는 것으로 볼 수 있다. 산소 부화 연소는 기존의 공기 연소에 비해 효율 증가, 오염 물질 저감, 화염의 안정성 향상, 높은 열전달 특성 및 생산성 향상의 장점을 가지고 있는 것으로 알려져 있다.(1, 15, 16)

산소 부화 연소의 경우 부화율이 증가할수록 질 소의 함량이 감소하므로 그만큼 화염 온도는 상승 하게 된다. Fig. 4 는 메탄을 연료로 하였을 경우 산화제 내의 산소 비율과 단열 화염 온도의 관계 를 나타낸 것이다. 단열 화염 온도는 산소 부피비 약 21%(공기에 해당)에서 약 2200K 를 보이다가 순산소의 경우 3000K 이상으로 증가하는 것을 볼 수 있다. 단열 화염 온도는 산소 비율이 50%가 될 때까지 급격히 상승하다가 이후부터 다소 완만 해지는 특징을 보이고 있다.⁽¹⁷⁾

Table 1 Adiabatic flame temperature with respect to

Air O2

Fuel

Unit: K Unit: K Remarks

H2 2370 3079 -

CH4 2223 3053 -

C2H2 2535 3342 -

C2H4 2361 3175 -

C2H6 2259 3086 -

C3H6 2334 3138 -

C3H8 2261 3095 -

C4H10 2246 3100 -

CO 2381 2978 -

Fig. 4 Adiabatic flame temperature vs. oxidizer

Table 1 은 수소 및 C1~C4 탄화수소 계열 화합물 에 대하여 산화제가 공기와 순산소일 때의 단열화 염 온도를 비교한 것이다. 공기를 산화제로 할 경 우 단열 화염 온도는 2200~2500K 수준인데 비하여 순산소인 경우 3000~3300K 범위로 크게 높아진 다.⁽¹⁷⁾ 이 온도 영역에서는 공기 연소에서는 고 려 되지 않았던 열적 해리(thermal dissociation)의 비중 이 커지며 이는 수치 해석을 수행할 경우 화학 반 응 모델에서 고려해야 할 중간 생성물의 개수가 증가함을 뜻한다.^(18,19) 이 점에 관해서는 후반부에 자세히 언급할 것이다.

Fig. 5 는 메탄/산소/질소의 혼합물에서 산화제 중 산소 비율을 달리 하였을 경우 메탄의 비율에

Fig. 5 Burning velocities of mixtures of methane, oxygen,

Fig. 6 NO concentration vs. oxidizer composition for an

일 때는 최대 연소 속도가 공기 연소에 비해서 4 배 이상 증가하는 것을 볼 수 있다.⁽²⁰⁾ 산소 부화 연소에 있어 이러한 연소 속도의 증가는 화염 길 이 감소 및 화염의 안정성을 높이는 역할을 한다.

Kim 등 ⁽²¹⁾은 동축 버너를 이용하여 순산소 연소와

공기 연소의 화염 길이와 화염 안정성을 조사하였 다. 공기 연소시 화염 길이를 기준으로 순산소 화 염의 길이는 층류에서 60%, 난류에서 약 90%로 감소함을 보고하였다. 또한 산소 화염이 공기화염 에 비해 안정한 영역이 넓은 것을 확인하였다.

Fig. 6 은 메탄을 연료로 하여 이론 당량비의 단 열화염온도 조건에서 산화제의 산소 비율에 따른 NO 의 배출량을 예측한 결과이다.⁽¹⁷⁾ 전체적으로 NO 배출량 곡선은 포물선을 그리고 있으며 산소 비율이 증가함에 따라 NO 배출량이 증가 하다가 약 70%에서 최대값이 되며 이후에는 감소하는 경 향을 보인다. 따라서 산소 부화율이 낮은 경우에 는 NO 저감 효과를 얻기 어렵고 약 70% 이상의 높은 비율로 산소를 투입해야 NO 저감 효과를 얻 을 수 있다는 것을 알 수 있다.

2.2 산소 부화 연소의 산업적 활용과 배기 가스 재순환 기법

산소 부화 연소를 산업용 연소기에 적용할 경우 연료 투입량을 줄일 수 있어 경제성을 확보할 수 있다. Fig. 7 은 미국 Industrial Technologies Program (ITP)의 연구 결과로 산소 부화율에 따른 연소로 내부 가스 온도와 연료 투입량 감소율과의 관계를 나타낸 것이다. 공기 연소에서 순산소 연소로 전 환하였을 경우 최대 70%까지 연료의 투입량을 감 소시킬 수 있음을 보여주고 있다.⁽²²⁾

이미 가동 중에 있는 산업용 연소 시스템의 경 우 산소 부화 연소를 적용하기 위해 새로운 연소 기를 제작하는 것보다 기존의 연소기를 그대로 이 용하는 것이 경제적이다. 이에 Baukal 등⁽¹⁷⁾은 기존 공기 연소 시스템에 큰 변화를 주지 않고 산소 부 화 연소를 적용하는 방법으로 Fig. 8 의 네 가지 형태의 연소기를 제안하였다.

Fig. 8 (a)는 산화제에 산소를 혼합하여 투입하는 방식으로 소량의 산소 부화에 적합하다. 장치 개 량이 용이한 반면 다량의 산소가 투입되면 화염 길이가 짧아져 기존 버너에 손상을 줄 수 있다.

(b)는 직접 화염에 산소를 분사시키는 방법으로 (a)와 같이 소량의 산소 부화에 이용되는 방법이 다. 다단 연소와 비슷한 형태로 화염의 길이가 길 어지고 더욱 퍼진 화염을 얻게 되므로 최대 온도 가 떨어지게 되며 NOx 배출을 저감할 수 있게 된 다. 개량 비용이 저렴한 장점이 있다. (c)는 순산소 예혼합 버너를 나타낸 것이다. 그러나 안전상의 문제로 인하여 예혼합 방식을 사용하지 않는다.⁽¹⁷⁾ (d)는 산화제인 산소와 공기를 각각 분리하여 투 입하는 방법으로 고순도 산소를 사용하는 순산소 연소 방식보다 저렴한 비용으로 운용할 수 있다는 장점이 있다.⁽¹⁷⁾

산소 부화율이 높거나 순산소 연소일 경우 화염 온도가 높아지게 되어 연소기를 구성하는 재료의

Fig. 7 Energy savings from oxygen injection

Fig. 8 Schematic of premixing O2 with air (a), O2

Fig. 9 Burning velocities of mixtures of methane, oxygen,

내구성에 영향을 줄 수 있다. 이에 배기 가스를 재순환시켜(FGR: Flue Gas Recirculation) 연소기 내 부 온도를 낮추는 방안이 제시되었다.⁽¹¹⁾ 배기 가 스의 주성분인 이산화탄소와 물은 열용량이 크기 때문에 연소기에 재 공급할 경우 열 에너지를 흡 수하기 때문이다. 재순환 가스의 증기 포함 여부 에 따라 건식 재순환법(dry recirculation)과 습식 재 순환법(wet recirculation)으로 분류할 수 있다.^(23,24)

Fig. 9 는 메탄을 연료로 하고 이산화탄소-산소 (질소 1.5% 포함) 혼합 가스를 산화제로 하였을 때 산소 비율에 따른 예혼합 가스의 연소 속도를 나타낸 것이다.⁽²⁰⁾ 이산화탄소의 비율이 증가할수 록 연소 속도가 감소하는 것을 볼 수 있다. 이는 배기 가스의 재순환량에 따라 연소 속도가 달라 짐을 의미한다.

3. 기초 연구 결과

본 절에서는 지금까지의 기초 연구 결과를 종합 하여 버너의 특성, 산소 화염의 구조와 안정성, 산 소화염의 soot 생성과 복사 효과, 산소 연소의 NOx 배출 특성, 부식 현상 측면의 총 5 가지로 정 리해 보았다. 버너 형태에 따른 서로 다른 혼합특 성으로 인하여 화염의 길이가 달라진다. 이러한 화염 길이의 변화는 화학종의 체류시간(residence time)에 변화를 주므로 NOx 와 soot 의 생성에도 영향을 미친다. 또한 soot 의 생성에 의한 복사 효 과로 인하여 화염의 온도 분포에 영향을 미치며 이는 열적 NOx 에 영향을 주기도 한다.⁽²⁵⁾ 또한 복 사에 의해 열전달에 영향을 미치기 때문에 발전소 와 같은 거대 plant 의 배관의 부식에도 관여되기 도 한다. 이와 같은 상호 결합된 여러 효과들이 동시에 나타나기 때문에 필요에 의해 그 성질을 서로 구분하여 설명하기로 한다.

3.1 화염 길이의 변화와 다공 동축 버너 비예혼합 화염에서 화염의 길이는 연료와 산화 제의 혼합에 의한 결과라 할 수 있다. 화염의 길 이는 단위 면적당 발생되는 열량의 차이를 야기하 므로 화염 길이는 연소기의 중요한 성능 인자라 할 수 있다. 이와 같은 화염의 길이에 관한 연구 로 Sautet 등⁽²⁶⁾은 난류비예혼합 산소화염에서 버너 형태 및 유량 공급 조건에 따른 화염 길이의 변화 를 관찰하였다. 동축(coaxial) 버너를 이용하였으며 탈부착 가능한 conical, cylindrical block 으로 기하학 적 형상에 변화를 줄 수 있도록 하였다. 또한 그 들은 중심부 노즐의 직경을 변화시켜 그 영향을

알아보았다. 연료와 산화제의 레이놀즈 수

(Reynolds)를 변화시켜 유량 공급 조건을 변경하였 다. 화염의 길이는 confined flame 이 free flame 에 비하여 10-20%정도 더 길었다. 그 이유로 free

Fig. 10 Temperature distribution in the combustion

flame 은 주위 공기의 유입으로 인해 주위 대기 영 역에서 20.9%의 산소 농도를 보였고 반면에 confined flame 의 경우에는 생성물과 산소의 혼합 기가 화염 주위로 유입되었기 때문이다. 특히, 생 성물과 산소의 혼합기가 공존하는 주변 공기를 반 경방향으로 측정하였을 때 단지 10%의 산소만이 검출되었으며 이러한 결과로부터 block 설치 유무 에 따라 서로 다른 산소 농도 차이로 인해 화염 길이가 달라진 것으로 보고하였다. 이는 산화제인 산소의 원활한 공급 여부에 의해 화염 길이가 결 정된다는 것을 뜻한다.

Choi 등⁽²⁷⁾은 다공 동축 버너가 장착된 산소 연 소로 내에서의 화염 길이 변화를 조사하였다. 버 너는 3 중 노즐 구조로 되어있으며 안쪽/바깥쪽 노 즐에 산소를, 중간 노즐에 LPG 를 공급하였다. 연 료, 산화제의 총 유량을 고정하고 안쪽과 바깥쪽 의 산소공급 비율(OFR=안쪽 노즐의 산소 유량/총 산소 유량)을 변화시켰다. Fig. 10 와 같이 OFR 이 증가할수록 화염의 길이가 길어지고 연소로 내부 온도 구배가 줄어드는 경향을 보였다.Kim 등⁽²⁸⁾은 동일한 연소기에 수치해석적 기법을 이용하여 OFR 이 감소할 경우 바깥쪽 노즐 근처에서의 난 류 혼합이 증진되어 화염의 길이가 짧아진다는 것 을 확인하였다.

Heitor 등⁽²⁹⁾은 비반응 유동장에서 실험적으로 Fig. 11 과 같은 다공 동축 버너의 특성에 관하여 조사하였다. 일반 동축 버너와 비슷한 구조이나 난류 혼합의 영향을 극대화 시키기 위해 주변에

Fig. 11 Profiles of axial velocity characteristics in the

16 개의 노즐을 동심원으로 배열하였다. 중심부 swirl 이 존재하는 경우와 그렇지 않은 경우에 대 하여 LDV(Laser Doppler Velocimetry)를 이용하여 속도 변동 성분을 측정하였다. 또한 Reynolds stress 계수를 이용하여 난류 강도를 조사하였다. 다공 동축 버너에서 서로 다른 속도를 갖는 유동으로 인해 혼합이 촉진되는 구조를 갖는 것으로 나타났 다. 그러므로 Fig. 11 에서와 같이 x/Di=0.29 와 x/Di=1.0 의 위치를 비교해보면 서로 다른 위치에 서 짧은 높이 차이에도 불구하고 상당한 차이의 유동 구조변화를 볼 수 있다. 이러한 복잡한 3 차 원적인 유동 구조는 중심부에 swirl 이 존재하면 중심부 유동과 주변의 유동이 인접한 영역에서 그 구조가 약화된다. 반면 외곽의 유동이 중심부 유 동의 반경방향 확산을 제한하는 역할을 한다는 것 을 밝혔다. 그리고 상대적으로 큰 Reynolds stress 와 난류의 비대칭성(anisotropy)이 유동의 성질을 결정하는 것을 확인하였다. 특히 x/Di=3 인 지점 (Di=안쪽 노즐의 직경, x=축방향 길이)에서 난류 생성이 swirl 형태의 유동의 성장에 영향을 미치는 것으로 보고하였다.

그러나 비반응 유동장이 아닌 실제 산소 연소가 일어나는 반응 유동장에서의 버너 특성에 대한 구 체적인 이해가 필요하다. 이에 Sautet 등⁽³⁰⁾은 중심 부 연료 분사 노즐과 중심부 노즐을 기준으로 2 개의 산소 분사 노즐을 가지는 버너를 제작하여 노즐 상호간의 혼합 특성을 알아보았다. 그들은 중심부 노즐의 직경, 산소 분사 노즐의 직경, 연료 분사 노즐과 산소 분사 노즐의 간격의 세가지 실 험 변수를 선택하였다. 결과에서 연료 노즐과 산

소 분사 노즐의 간격이 증가함에 따라 부상 높이 가 증가하고 연료와 산소 분사 노즐의 직경이 증 가함에 따라 부상 높이는 반대로 감소하는 경향을 보였다. 또한 화염의 길이는 주로 연료와 산소 노 즐 사이의 거리와 측면 산소 노즐측의 출구 유속 에 의존한다는 사실을 보고하였다. 한편, 중심부 연료 노즐의 유속의 의존성은 상대적으로 약했고, 화염의 길이는 측면 산소 유속 대비 중심부 연료 유속의 비율에 따라 증가하는 경향을 보고하였다.

이러한 다공 동축 버너는 버너 주위에서 난류 강도를 높여 화염의 안정화를 강화시킬 수 있고 연료와 산소의 혼합 특성을 조절하여 화염의 길이 를 쉽게 변화시킬 수 있다는 장점이 있어 산소 연 소기에 적용하기에 용이하다고 볼 수 있다. 또한 이는 산소 화염에서도 공기 연소의 경우와 마찬가 지로 버너의 구조와 그 유동 제어가 중요하다는 것을 뜻한다.

3.2 산소 화염의 안정성 및 배가스 재순환의 영향 Ditaranto 등⁽³¹⁾은 quarl 을 가지는 버너에서 산소 연소 화염의 안정성에 대해 조사하였다. 그들은 화염안정성이 동축 제트(coaxial jet)에서 존재하는 화염면과 shear layer 의 동축 유동(산소측)에 대한 중심부 유동(연료측)의 비로 정의되는 momentum ratio(MR)에 의존하는지를 살펴보았다. 그들의 결 과에서 MR>1 일 경우 작은 크기의 난류에 효율적 이고, MR<1 일 경우 큰 모멘텀을 갖는 동축 유동 이 중심부 유동과 주변 공기 양쪽과 상호작용을 하는 것을 보였다. 또한 낮은 MR 을 갖는 화염의 far field 는 3 차원의 상호작용으로 성장하고, 화염 의 몸체로부터 떨어져 나온 연소 가스의 큰 포켓 (large pockets)형태를 이룬다. 한편, 큰 중심부 모멘 텀을 갖는 화염에서는 작은 크기의 혼합이 지배적 으로 나타난다는 것으로 보고하였다. 화염의 길이 의 경우 동축 유동의 모멘텀이 감소할수록 더 활 발한 혼합으로 화염 길이는 감소하는 결과를 보고 하였다. 그들은 화염 길이에 있어서 공기 연소와 마찬가지로 부력 효과가 화염 길이에 지배적인 변 수라 보았다.

Kim 등⁽³²⁾은 메탄/산소 화염에 대해 화염 길이 와 산화제 속도와 상관 관계식을 제안하였다. 버 너는 중앙의 연료 노즐 주위로 산소가 공급되는 전형적인 동축류 버너 구조로 되어 있다. 그들은 연료나 산화제의 유속이 증가할수록 화염의 길이 는 짧아지며 soot 이 없는 청염으로 변하는 결과를 얻었다. 실제 화염 길이와 이론적인 화염 길이의 비를 산화제 유속을 기준으로 난류 운동 에너지에 관한 식으로 (L^*/Lth=7×10^-5k²-0.0104k+0.7614) 나타 내었다. 마지막으로 연료와 산화제의 속도가 증가 할수록 entrainment 량이 증가하여 화염 온도가 감 소하고 NOx 또한 감소함을 보였다.

Fig. 12 Flame images versus fuel velocity for air-fuel

Kim 등은⁽³³⁾ 두 종류의 연소기에(Combustor I: 연 료 노즐 주위에 산화제 노즐이 연소기와 일체형, Combustor II: 연료 노즐 주변의 산화제 노즐이 연 소기 직경과 작음) 대해 연료측 노즐 직경과 연료 와 산화제의 속도를 변화시켜 화염의 길이와 구조 를 살펴보았다. Fig. 12 의 결과에 나타나 있듯 산 소 화염은 공기 화염과 비교할 때 안정성이 더 커 지는 것을 알 수 있다. 흥미롭게도 난류 천이 영 역의 구간이 산화제의 종류에 상관없이 동일한 모 습을 보이고 있다. 이 부분에 있어 의문점을 제시 하였는데 그들은 공기 연소와 비교할 때 산소 연 소의 분자 점도는 이론 당량비 조건에서 1.2 배 더 크고 희박 및 과농 당량비 조건의 고온에서 1.5 배 더 크기 때문에 순산소 화염의 층류에서 난류로의 천이 영역이 레이놀즈 수가 훨씬 높은 쪽으로 이 동될 수 있다고 보았으나 그의 결과에서는 확실하 게 나타나지 않았다. Combustor I 의 공기연소의 경 우 화염의 길이는 Delichatsios 이 제안한 관계식⁽³⁴⁾ 을 따른다. 그들은 이 관계식을 이용하여 순산소 연소에 관한 modified Delichatsio’s correlation 을 제 안하였다. 그들의 결과에서도 연료와 산화제의 속 도를 증가시킬수록 난류에 의한 혼합이 촉진되므 로 화염의 길이는 감소한다고 보고 하였다. 그리

고 연료의 속도를 증가시킬수록 길이가 짧고 soot 생성이 없는 화염이 나타난다. 이러한 경향은 높 은 연료의 속도로 인해 난류 혼합이 증가하기 때 문에 나타나는 것으로 보고하였다. Combustor II 의 경우는 modified Delichatsio’s correlation 과 잘 일치 하지 않았는데 이들은 산소의 난류 운동 에너지를 설명하는 수정된 관계식이 실험치와 합리적으로 관련시켜야 한다고 보았다.

산소 연소 시스템에서도 연소 불안정성이 발생 될 수 있으며 그 관련 연구가 필요하다. Moore 등

(35)은 산소 연소 시스템의 안정성 측면을 조사하 였다. 그들은 목표는 비예혼합 화염이 (O/F)mass 을 증가시키지 않고 화염을 더 안정화 시킬 수 있 는지에 초점을 맞추었다. 먼저 비예혼합 화염의 거동을 세가지 영역으로 구분하였다. (stable anchored flame, detached flame regime with small amplitudes of oscillation, and a near-blowout flame regime with very large amplitudes of oscillations) 초기 온도는 화염의 안정성에 미치는 것으로 예상하였 고 (O/F)mass 를 고정된 상태에서 산소의 온도를 증가시키면 속도가 증가하고 체류 시간은 감소하 여 점화 지점이 하류로 밀리게 된다. 따라서 비예 혼합 화염은 anchored flame 에서 detached flame 으 로 천이될 수 있다. 그리고 초기 연료 온도를 증 가시키면 소염될 때까지 부상 높이는 증가하게 된 다. 이렇듯 초기 온도, 레이놀즈 수와 (O/F)mom 는 안정화 선도의 경계에도 영향을 미친다. 즉, 낮은 (O/F)mom 을 갖는 지점에서 산소의 레이놀즈 수 가 증가함에 따라 가로 방향의 혼합이 더 효과적 이고 detached flame 을 유지하기 위한 점화 시간 지연이 감소하게 된다. 더욱이 산소의 레이놀즈 수가 증가함에 따라 체류 시간이 감소하게 되어 소염 상태에 이르게 된다. 그리고 높은 (O/F)mom 을 갖는 지점에서 산소의 레이놀즈 수가 증가함에 따라 detached flame 을 유지하기 위한 온도가 감소 하기 때문에 가로 방향의 혼합 효율이 낮아지게 된다.

Moore 등⁽³⁶⁾은 비예혼합 화염의 안정화 거동을 연구하였다. 그들은 2005 년도 연구⁽³⁵⁾를 바탕으로 연료와 산화제를 바꾸어 그 효과를 비교 검토하였 다. 즉, 메탄을 주 유동으로 할 경우를 Configuaration 1, 산소를 주 유동으로 할 경우를 Configuaration 2 으로 놓고 안정화 특성을 검토하 였다. 두 경우 모두에서 세 가지 영역이 나타났고, 단지 Configuration 1 에서는 near blowout region 이 나타나지 않았다. Configuration 1 에서 메탄의 유속 는 산소의 유속보다 크기 때문에 연소기안에서 산 소가 주변으로 확산되기 전에 메탄은 느리게 이동 하는 산소와 빠른 반응을 한다. 따라서 혼합이 매 우 효율적으로 진행되며 큰 진동을 막는 역할을 한다. 이러한 이유로 near blowout region 은 나타나

Fig. 13 Flame image in the case of CO

앞서의 결과와 같이 산소 연소에서는 공기 연소 에 비해 매우 큰 화염 안정성을 보장하지만 실제 순산소 연소를 적용하는 데 있어 배가스 재순환 기법은 필수적이다. 이는 산화제에 이산화탄소가 추가됨으로 인하여 화염 구조의 변화 및 불안정 문제가 대두될 가능성이 매우 커지게 되었다. 또 한 강한 화염 전파 특성으로 인하여 화염 부상 및 불안정이 일어날 경우 위험성이 상대적으로 크다.

이러한 문제점을 방지하기 위해 산소 화염에서 화 염의 안정성에 대한 기초적인 연구는 중요하다고 할 수 있다.

Seo 등⁽³⁷⁾은 삼중 다공 동축 버너를 장착한 파이 렉스 (Pyrex)튜브 연소기에서 연료와 산소의 유량, 이산화탄소 혼합에 따른 연소기의 안정 작동영역 을 조사하였다. 이산화탄소를 공급하지 않았을 경 우 작동 영역에서 화염이 안정하게 존재하였으나, 이산화탄소 공급 후 화염이 음향과 상호작용하는 특성을 나타내어 부착된 화염에서 저주파수 진동 이 보였고 부상화염에서 고주파수의 진동을 보였 다고 보고하였다.

Choi 등⁽²⁷⁾은 동일한 버너를 장착한 연소로에서 이산화탄소 혼합 유량에 따른 화염 거동 및 화염 안정성의 변화를 확인하였다. 이산화탄소의 유량 을 고정하고 안쪽과 바깥쪽 노즐의 산소공급 비율

(OFR=안쪽 노즐의 산소 유량/총 산소 유량)의 증 가에 따라 화염이 부상, 불안정, 안정으로 변화하 는 것을 확인하였다. 그 거동은 Fig. 13 와 같다.

Ditaranto 등은 산소-이산화탄소 혼합 가스를 산 화제로 하는 예혼합 화염의 안정성에 대한 산소 농도 및 레이놀즈 수의 영향을 조사하였다. 산소 농도가 낮은 영역(~40%)에서 낮은 주파수의 불안 정성은 레이놀즈 수에 의존하는 것을 확인하였다.

그 이상에서는 화염이 상류 영역에 집중적으로 분 포하여 국부적으로 강한 열에너지가 발생되었다.

그로 인한 강한 열음향 불안정성이 나타났다. 화 염이 매 순간 버너에 부착되고 다른 쪽에서는 화 염이 큰 와동을 형성하며, 속도와 열발생에 있어 큰 진폭을 가지는 것을 확인하였다. convective time lag 에 의한 화염 응답 모델에 관한 분석으로부터 화염 속도와 입구 속도의 비율이 불안정 모드를 지배한다는 것을 밝혔다.⁽³⁸⁾

3.3 산소 연소의 Soot 생성 및 복사효과

산소 연소에서는 공기 연소의 경우와는 달리 높 은 화염 온도에 의한 복사 효과가 크게 나타난다.

그리고 비예혼합 화염을 주로 사용하기 때문에 다 량의 soot 이 발생할 가능성이 크며 이에 따른 복 사 효과가 강하게 나타날 가능성이 있다. 또한 soot 의 생성 및 산화에 의한 복사 에너지가 주변 온도에 영향을 주어 thermal NOx 의 배출 특성이 크게 달라질 수 있기 때문에 이에 관한 자세한 연 구가 필요하다.

Ditaranto 등⁽³¹⁾은 천연 가스의 산소 연소에 대하 여 복사 특성을 조사하였다. 동축 버너를 이용하 여 주변 산소 노즐에 대해 중심부 연료 노즐의 모 멘텀 비율(MR: Momentum Ratio)을 초기 변수로 정 하였다. Emission spectra 결과에 의하면 자발광으로 UV 영역에 있는 OH* 대역(band)이 가장 강하게 나타나고 화염면으로부터 방출되는 다른 대역인 CH*와 C2*가 잘 분리되었다. 특히 MR<1 경우 wavelength 를 증가시킴에 따라 높은 배경 복사효 과를 나타내었는데 이는 화염으로부터 soot 이 생 성되고, 생성된 soot 의 높은 복사 효과로부터 기 인한 것으로 보았다. 또한 UV 영역에서 OH 대역 가 강하게 나타나고 있음을 확인하였고 이는 OH*

의 deactivation 에 해당하는 모든 대역이 나타나고 있음을 의미한다고 보았다.

층류의 경우 Naik 등⁽²⁵⁾이 대향류 유동(counter flow)에 대해 LSF(laser-saturated fluorescence) 측정 기법을 이용하여 산소 연소에서 서로 다른 질소 농도에 따른 NO 의 농도를 측정하고 Opp-Diff 코 드⁽³⁹⁾를 이용하여 수치계산과 서로 비교 검토하였 다.그들은 soot 의 복사 효과로 인해 2600K 이상의 온도에서 NO 의 분포가 과대 평가되었음을 보고 하였다. 이후 이들은 soot 의 산화 모델을 적용하

Fig. 14 Axial profiles of equivalent soot volume fraction

Fig. 15 axial profiles of radiative heat flux from

여 실험치와 비교 검토하였다.⁽⁴⁰⁾ NO 는 정량적인 LSF 방법으로 측정하여 soot 복사의 유무에 따른 계산값과 비교하였다. 온도 2600K 미만에서는 soot 산화 모델의 적용과 상관없이 계산 결과와 측정 결과가 거의 비슷하게 나타났으나 2600K 이상에서 는 soot 산화 모델을 적용하였을 경우에만 측정 결 과에 근접하는 모습을 보였다. 이는 고온의 산소 연소의 수치 해석에서는 soot 산화 모델과 복사 열 전달 효과를 고려해야 하는 것을 뜻한다.⁽⁴⁰⁾

Wang 등⁽⁴¹⁾은 연료 공급 속도와 산소 농도를 변 수로 하여 soot 생성과 산화, 화염의 복사에 대해 조사하였다. 버너는 동축 형태의 버너로 중심부에 연료, 주변으로 산소가 들어가는 구조를 갖는다.

Fig. 14 에 나타난 것과 같이 Soot 생성은 산소 농 도에 크게 의존하는 모습을 보였다. 산소 농도 40%이하에서는 soot 생성은 증가하다가 40%에서 최대가 되고 이후 감소하는 경향을 보였다. 연료 의 공급 속도는 체류 시간에 영향을 주며 이는

Fig. 16 Photographs taken for the oxygen-enhanced

Average gas velocity for both jets is 50 cm/s except for 21% case whose average gas velocity for both jets is 35 cm/s⁽⁴³⁾

soot 생성에 상당한 영향을 미친다. 산소 농도가 증가함에 따라 온도가 증가하므로 복사 열손실도 증가하게 된다. 그러므로 복사 열손실이 최고인 높이와 soot 생성이 최대가 되는 지점이 비슷한 경 향을 보여야 한다. 하지만 Fig. 15 의 결과에서 복 사 열전달이 최고가 되는 높이는 soot 체적 분율 (volume fraction)의 값이 최고인 지점이 서로 다르 다는 결과를 알 수 있다. 그들은 이에 대해 soot 이 총 복사 열손실에 제한된 기여를 하는 것으로 보았다. (결과에 의하면 순산소의 경우 ~1% 와

~3%) 이는 Naik 등의 결과⁽⁴⁰⁾ 와 상반된 것으로 층 류에서는 soot 의 복사 열손실 효과가 크게 나타나 지만 순산소 난류 연소에서는 soot 에 의한 복사 열손실 효과가 무시할 수 있을 정도로 작기 때문 에 계산상에서 고려하지 않아도 결과에 큰 영향을 미치지 않을 것으로 보인다.⁽⁴¹⁾

Hwang 등⁽⁴²⁾은 CH4/O2 화염의 복사 스펙트럼 (spectrum)과 총 복사 강도를 H4/Air 화염과 실험으 로 비교하였다. 삼중관 형태의 버너를 이용하여 연료 공급 방식에 변화를 주었다. 결과로 산소의 정상 확산 화염(normal oxygen diffusion flame)에 비 해 산소의 역 확산 화염 구조 (inverse oxygen diffusion flame: 중심부에는 산소를 공급하며 연료 를 환형 노즐로 공급하고 바깥쪽 노즐에는 공기를 공급할 경우)의 경우 soot 생성량이 최대가 되어 복사 강도가 가장 크다는 것을 확인하였다. 이는 Wang 등의 결과⁽⁴¹⁾와 차이가 있는데 그 이유는 산 소의 역확산 화염 구조로 인하여 soot 생성을 촉 진시켰기 때문으로 보인다. 더욱이 산소 연소에서 soot 의 선택된 네 개의 파장에서 spectral 복사 강 도(radiation intensity)의 PDF(Probability Density Function)가 Gaussian 분포로 나타나 공기 연소의 log-normal 분포와 차이를 보이는 것을 발견하였다.

이는 산소 확산 화염의 밝은 부분에 soot 체적 분 율이 균일하게 분포해 있기 때문인 것으로 파악하 였다. 또한 PSD (Power spectra density) 결과로부터.

Fig. 17 Total radiation flux distribution parallel to the

공기 화염에서는 부력 효과에 의한 flickering 이 있었으나 산소 확산 화염에서는 발생하지 않았다 이에 대해 버너 출구에서의 속도가 증가할수록 고 온으로 인하여 화염 길이가 감소하여 부력보다는 대류에 의한 속도가 더 크기 때문으로 해석하였다.⁽⁴²⁾ Cheng 등⁽⁴³⁾은 산소 부화 연소 시 산소 부화율에 따른 화염의 거동에 관하여 조사하였다. Fig. 16 과 같이 산소의 농도가 증가할수록 화염의 길이는 짧 아지고 반경 방향으로는 넓어지는 경향을 보였고 휘염의 비중이 증가하는 것을 확인하였다. 이와 같은 화염의 변화는 복사 열전달 측면에서 큰 변 화가 있음을 뜻한다. Fig. 17 는 복사 열유속계를 이용하여 측정한 총 복사 열유속을 나타낸 것이다.

산소 부화 연소일 경우 공기 연소에 비해 화염의 복사 효과가 크게 증가하는 것을 볼 수 있다. 특 히 산소 농도가 21%(공기에 해당)에서 30%로 크 게 증가하지 않았음에도 복사 열전달은 매우 크게 증가한 것을 볼 수 있다. 산소 농도 30% 이상에 서는 복사 열전달의 증가량이 상대적으로 크지 않 았다. 이러한 결과로부터 산소 부화 및 순산소 연 소에서는 공기 연소와 달리 복사 효과를 무시할 수 없고 보일러와 연소기에도 큰 영향을 줄 수 있 음을 알 수 있다.

이미 언급한대로 순산소 연소에서 배가스 재순 환 기법은 연소 가스의 온도를 낮추기 위한 필수 적인 방법이다. 그러므로 산화제의 화학적 조성에 따른 효과를 고찰할 필요가 있다. Andersson 등⁽⁴⁴⁾ 은 공기, O2/CO2 (OF21: 21%-79%), O2/CO2 (OF27:

27%-73%)의 세 가지 산화제의 조성의 영향을 조 사하였다. 화염 온도는 OF21 의 경우 공기인 경우 에 비해 상당히 낮았다. 이는 이산화탄소 혼합으 로 비열이 증가함으로 인한 온도 감소 때문이다.

Fig. 18 Dependence of sooting index on carbon dioxide

Fig. 19 Effect of carbon dioxide on properties of an

Fig. 20 Effect of oxidant dilution on adiabatic

Fig. 21 Effect of oxidant dilution of equilibrium

반경방향의 온도가 공기 연소와 비슷하거나 낮 은 수준임에도 불구하고 화염의 복사 강도가 30%

까지 증가하였다. 이러한 차이에 대해 가스의 복 사율로만 설명할 수 없다고 판단하였고 실험과 수 치적인 결과로부터 OF27 의 경우 화염 내부의 soot 체적 분율이 증가한다는 사실을 보였다. 이는 O2/CO2 화염에 대해 복사 열전달을 모델링 할 때 soot 체적 분율의 효과를 고려해야 함을 뜻한다.

Hainsworth 등⁽⁴⁵⁾은 순산소 연소의 soot 생성 특 성 및 복사 열전달에 관하여 조사하였다. Fig. 18 은 산소중 이산화탄소 농도에 따른 soot 생성 특성 을 나타낸 것이다. 당량비가 감소할수록 또는 이 산화탄소 농도가 증가할수록 soot 생성이 증가함 을 볼 수 있다. 또한 Fig. 19 과 같이 산소/이산화 탄소/메탄의 농도를 변수로 한 삼각형 구조의 화 염 안정화 선도를 도시하였다. 산소 및 이산화탄 소의 농도가 감소할수록 부상화염이 지배적으로 나타나는 모습을 보이고 있다. 산소의 농도가 50%이상 메탄의 농도가 50%미만일 경우 soot 생 성이 지배적으로 나타나는 화염이 생성되는 것을 확인하였다.

Fig. 20 은 희석 가스로 질소 혹은 이산화탄소를 사용할 경우 단열 화염 온도를 서로 비교한 것이 다. 희석 가스가 이산화탄소인 경우가 질소인 경 우 보다 더 큰 생성물의 비열용량(specific heat capacity)와 가스 방사 (gas emissivity)를 가짐으로써 더 낮은 화염 온도를 갖는다. 이렇게 낮아진 화염 온도는 soot 생성이 범위를 줄일 수 있다. 더욱이 이산화탄소의 희석으로 인한 화염 온도의 감소는 안정한 연소를 막을 정도로 반응율을 줄이기도 한 다고 보았다.⁽⁴⁵⁾

Fig. 21 은 Fig. 20 와 같은 조건에서 OH 농도를 나타낸 것이다. 이산화탄소를 혼합한 경우 OH 농 도가 낮게 나타났고 온도의 감소가 이러한 효과의 주 원인으로 보았다. 또한 soot 생성에 관하여 대 량류에 대해 Opp-Diff 코드를 이용한 계산을 수행 하였다. 그 결과로 희석 가스가 이산화탄소인 경

우 온도와 OH 농도는 감소하고 soot 생성에 중요 한 역할을 하는 성분인 ethyne 의 양이 감소하는 것을 발견하였다. 이는 OH 농도의 감소는 ethyne 의 생성 메커니즘과 연결되어 있어 산화에 의한 soot 저감에 중요한 역할을 하는 것이라 할 수 있 다. 그러나 CO 의 농도는 이산화탄소를 혼합한 경 우 더 높게 나타나 CO 와 soot 생성은 OH 농도와 상호 경쟁관계에 있을 것으로 보았다. 그 이유는 OH 가 두 반응에 대해 주요한 산화제로 작용하기 때문이라고 보고하였다.⁽⁴⁵⁾

3.4 산소 연소의 NOx 배출특성

이론적으로 순산소 연소는 산화제 내의 질소를 배제시킴으로써 원천적으로 NOx 의 생성을 막을 수 있다. 그러나 천연 가스 및 석탄에는 소량의 질소 및 질소 화합물이 존재하고 있고⁽⁴⁶⁾ 액체 산 소에도 제조 단계에서 미량의 질소가 혼입될 수 있다.⁽¹⁷⁾ 따라서 순산소 연소에서도 NOx 가 전혀 생성되지 않는 것은 아니다. 그러므로 고농도의 산소 연소 분위기에서 연료나 산화제에 포함된 미 량의 질소로 인한 NOx 생성에 관한 조사가 필요 하다.

상세 화학 반응을 이용한 수치 해석 방법은 NOx 특성 조사에 있어 가장 구체적인 결과를 얻 을 수 있다. Sung 등⁽⁴⁷⁾은 순산소 연소에서 소량의 질소가 포함되어 있는 경우 NOx 생성 특성을 조 사하기 위해 one-dimensional premixed code 를 이용 하였고 GRI 2.11 화학반응 메커니즘을 사용하였다.

공기 연소의 경우 NOx 생성의 주요 원인은 prompt NOx 임을 확인하였다. 이러한 사실은 Cheng 등의 결과에서도 잘 나타나고 있다.⁽⁴³⁾ 또한 연료와 산화제의 조성을 달리한 Flame A (Fuel:

65%CH4/35%N2, Oxidizer: 21%O2/79%N2), Flame B (Fuel: 20%CH4/80%N2, Oxidizer: 100%O2), Flame C (Fuel: 65%CH4/35%N2, Oxidizer: 100%O2)의 세 조건 에 대하여 계산을 수행하였다. thermal NOx 는 Flame B 와 C 가 지배적으로 나타난 반면 Flame A 에서는 prompt NOx 가 지배적이었다.⁽⁴⁷⁾

또한 Samaniego 등⁽⁴⁸⁾은 아르곤 혼합 산소 화염 에서 NOx 생성 메커니즘에 대한 수치 계산 및 실 험적인 연구를 수행하였다. 중심부는 LNG/N2/Ar, 그 주변으로 H2, 최외곽 노즐은 O2/N2/Ar 이 분사 되는 삼중관 형태의 버너로 난류화염을 대상으로 하였다. 낮은 온도에서는 주로 prompt 와 N2O 메

커니즘을 통해 형성되고 고온에서는 주로

Zeldovich 메커니즘을 따른다는 것을 확인하였다.

특히 N2O 메커니즘은 저온과 weakly strained flame 에서 매우 큰 비중을 차지하는데 strain 이 증가하 게 되면 최대 온도는 감소하며 마찬가지로 NOx 농도와 질소 소모율도 감소하게 된다. 또한 온도 및 체류시간의 감소로 인하여 Zeldovich 메커니즘

(O+N2 = NO+N)을 따르는 질소 소모율도 strain rate 과 함께 감소하게 된다. 반면 prompt 메커니즘과 (CH+N2 = HCN+N) 관련한 질소 소모율은 CH 농도 가 증가함에 따라 증가한다. NOx 생성율은 희석 가스에도 영향을 받는다. 희석 가스로 헬륨을 사 용하였을 때 아르곤의 경우보다 NOx 의 생성량이 감소하였다. 이는 헬륨이 아르곤보다 확산 계수가 높아 화염대의 냉각을 촉진시키기 때문인 것으로 보고하였다.

한편 Sung 등⁽⁴⁷⁾은 산소 부화가 증가함에 따라 온도 의존성이 강한 thermal NOx 의 비중이 높음을 보였다. 산소 부화 연소에서 Fenimore 메커니즘에 의한 총 생성량은 넓은 범위의 strain rate 에서 음 수 값을 갖는다. 반면, thermal NOx 의 경우 총 생 성량보다 많았다. 그러므로 산소 연소에서 thermal NOx 만을 적용할 경우 과대 평가되어 나타날 수 도 있다는 것을 뜻한다. 또한 산소 연소의 경우 공기 침투에 의한 NOx 생성 효과가 큰 것을 확인 하였다.⁽⁴⁷⁾ 이는 산소 연소기에서 NOx 의 생성은 공기 유입에 상당히 민감하다는 Ditaranto 등의 결 과와 같다.⁽³¹⁾ 그러므로 산소 연소의 경우 보일러 나 연소기의 결합 부분의 완전한 밀폐가 중요하다 고 판단된다.

대형 시스템의 경우 그 특성상 주변 공기의 침 투 및 연료에 질소가 포함될 수 있을 가능성이 높 다. 이러한 경우 포함된 질소의 양에 따라 NOx 의 생성량이 달라질 수 있다. Sung 등⁽⁴⁷⁾은 연료의 질 소 오염에 의한 NOx 생성량이 공기 침투에 의한 경우보다 덜 심각하다는 것을 보여주었다. 복사 열손실의 경우 화염의 온도에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 조사되었다. 산소 화염의 경우 고온 에서 열적 해리 효과가 강하게 나타나며 이는 일 종의 capacitor 효과를 보이는 것으로 판단하였다.

또한 산소 연소 상황하에서 strain rate 이 증가함에 따라 화염의 온도는 감소되지 않지만 체류시간이 감소하여 NO 생성량을 저감할 수 있음을 밝히고 있다. 이는 화염의 길이를 짧게 하여 유동이 화염 을 지나는 시간을 줄임으로써 NOx 생성량을 저감 할 수 있음을 뜻한다.

Kuligowski 등⁽⁴⁹⁾은 CH4-O2/N2 화염에 대해 산소 농도에 따른 NO 분포를 조사하였다. 버너는 동축 버너로 중심부에 연료, 주변은 산화제가 분사되고 층류 영역에서 실험을 수행하였다. 산소 혼합에 따른 EINOx (EI: Emission Index) 값에 대하여 실험 값과 Zeldovich 계산값, 그리고 화학 평형을 가정 할 경우의 계산값을 비교하였다. 그 결과는 Fig. 22 와 같다. 화학 평형의 계산값이 실험값 곡선의 좌 측으로 포물선이 나타나는데 이는 NOx 의 체류시 간의 고려되어 있지 않기 때문이다. 이에 비평형 효과에 체류 시간 효과를 고려한 Zeldovich 예측 치를 동시에 표기하였고 예측된 포물선은 우측으

로 이동한 그래프를 보여주고 있다. 이 결과에서 산소가 60%되는 지점에서 EINOx 가 최대값을 갖 고 산소가 21%이하와 95%이상이 되는 영역에서 EINOx 가 최소값을 가질 것으로 예측하고 있다.

Wang 등⁽⁴¹⁾은 속도와 산소 농도를 변수로 하여 NOx 생성에 관하여 조사하였다. 버너는 동축 형태 로 중심부에 연료, 주변으로 산소가 들어가는구조 를 갖는다. Fig. 23 에서 볼 수 있듯 NOx 는 산소 농도에 상당히 민감하게 나타났다. NOx 는 초

Fig. 22 Effect of oxygen content in the oxidizing stream

Fig. 23 NOx emission indices from experiments and TSL