<학술논문> DOI:10.3795/KSME-B.2008.32.7.504
다공 동축 버너를 이용한 순산소 연소 시스템에 관한 연구- PDF 연소 모델을 이용한 수치해석
김현준* · 최원영* · 배수호* · 홍정구* · 신현동†
(2008년 1월 22일 접수, 2008년 4월 18일 수정, 2008년 4월 26일 심사완료)
A Study on Oxy-Fuel Combustion System with Multi-Jet Burner – Numerical Simulation with PDF Combustion Model
Hyeon Jun Kim, Wonyoung Choi, Soo Ho Bae, Jung Goo Hong and Hyun Dong Shin
Key Words : Oxy-Fuel Flame (산소 연료 화염), Multi-Jet Burner (다공 동축 버너)
Abstract
The characteristics of nonpremixed oxy-fuel flame in a multi-jet burner were experimentally and numerically investigated. The overall flow rate of fuel and oxygen was fixed, and the oxygen feeding ratio (OFR) was varied by 0.25, 0.5, and 0.75. The results of numerical simulation were compared with the measured results which are temperature profile and direct flame observation. The probability density function (PDF) model was applied accounting to the description between turbulence and chemistry, and standard k-ε model was used for turbulent flow field. Equilibrium assumption is very reasonable due to fast chemistry of the oxy-fuel combustion. Thus, the equilibrium calculation based on Gibbs free energy minimization was guaranteed to generate the solution of the oxy-fuel combustion. The result was obtained by numerical simulation. The predicted radial temperature profiles were in good agreement with the measured results. The flame length was shorten and was intensified with the decrease of OFR because the mixture of fuel and oxidizer are fast mixed and burnt. The maximum temperature became lower as the OFR increased, as a consequence of large flame surface area.
1. 서 론
최근 환경 오염에 관한 관심이 커짐에 따라 에너지 원으로써 자주 사용되는 화석연료에 대해 환경적인 관점에서 많은 연구가 진행 중이다. 연소 후 대표적 인 공해 물질로는 CO2와 NOx가 있다. 유해 물질인 NOx의 경우 몇 가지 저감 방법이 사용되고 있으나 공기 연소시 N2 가 필연적으로 들어가기 때문에 NOx
의 근본적인 저감 기술은 되지 못한다. 이를 보완하 는 방법이 산화제로 순산소를 사용하여 연소하는 방 법을 들 수 있는데 현재 기술의 발달로 인해 산소의 제조 단가가 저렴해지면서 이 방법의 실현 가능성이 크게 높아졌다. 이러한 시스템에서는 이론적으로 탄
화 수소계 연료의 연소시 생성물이 이론적으로 H2O 와 CO2만 발생하기 때문에 CO2의 회수가 용이하고 이를 재활용하는 방법에 쉽게 접목 할 수 있는 장점 이 있다. 따라서 현재 지구 온난화 문제로 국제적으 로 주요 쟁점이 되고 있는 CO2의 배출 규제에 능동 적으로 대처할 수 있는 기술이라고 판단된다. 이러한 기술 개발을 위해서는 먼저 순산소 연소 현상에 대해 기초적인 연구가 필요하다.
지금까지 순산소 연소는 높은 가격의 이유로 학문 적인 관심 차원에서 연구가 일부 이루어져왔고, 항공 우주 산업에서는 액체 산소 연소 시스템에 관한 연구 가 많이 이루어졌다. 하지만 일반적인 산업용 연소의 이용 관점에서 산소 연소 시스템은 그렇게 활발하게 이루어지지 않았다. 마찬가지로 국내에서는 산소 부 화 연소가 학문적인 관심에서 연구가 진행되어왔고
(1~4) 순수한 산소를 이용하여 산업에의 응용을 검토하
고 있는 추세에 있는 것으로 파악된다.(5~8) 이러한 분 위기에서 CERC (Combustion Engineering Research Center)에서는 신연소 시스템으로써 순산소 연소 시스
† 한국과학기술원 기계공학과 E-mail : [email protected]
TEL : (042)869-8829 FAX : (042)869-8820
* 한국과학기술원 기계공학과
템에 관한 연구를 이미 수행해 왔었다.(9)
순산소 연소 시스템에서 그동안 문제가 된 부분 이 측정 부분이다. 순산소 연소의 경우 공기 연소 에 비하여 고온(~3000K)의 온도 분포를 갖기 때문 에 계측적인 면에서 많은 어려움이 존재한다. 대표 적으로 기존의 온도 측정방법이 가장 큰 문제로 지 적할 수 있다. 이러한 계측상의 어려움은 CFD (Computational Fluid Dynamics)를 이용하여 보완이 될 수 있다. 수치해석을 통한 공기연소와 순산소 연소의 경우 적절한 연소 모델의 적용이 중요하다.
먼저, 전자인 공기 연소의 경우 탄화수소계열의 연 료를 사용할 때 이론적인 단열화염온도는 약 2200K 이다. 이러한 온도는 overall 1-step reaction 으로 가정 하여 완전 연소되었을 때 열역학적으로 평형계산하 면 약 2400K 정도로 약 200K 차이가 생기게 된다.
이러한 온도는 비평형화학 반응에서 흔히 적용되는 Arrhenius 식을 적용할 경우 간단히 변수를 조정하 여 실험치와 적절한 조정으로 해결이 가능하다. 그 러나 후자인 산소 연소의 경우 열적 해리(thermal dissociation)에 의해 단열화염 온도가 약 3100K 정 도이다. 따라서 종래의 Westbrook(10)의 1-step 또는 2-step 반응 메커니즘을 이용한 비평형 화학반응식 을 이용했을 경우 약 4000K 이상으로 과대 평가 되 어 부정확한 결과를 얻게 된다. 그러므로 산소 연 소를 다루기 위해 비평형 화학반응을 사용할 경우 상세 화학 반응을 이용해야 되는 문제가 생긴다.
이러한 문제는 난류와 화학반응의 상호작용을 설명 하는 연소 모델의 추가 계산으로 인하여 계산시간 이 기하급수적으로 늘어나게 되어 과도한 비용을 초래하기 때문에 적절한 접근방법이라 볼 수가 없 다. 따라서 이를 다루기 위해 Liakos(11~15)등은 방법 론적인 측면에서 1 또는 2-step 모델의 변수를 조정 하거나 연소 모델의 추가 등으로 이를 해결하였다.
하지만 근본적으로 이러한 반응 메커니즘을 사용하 는 방법은 물리적인 현상을 제대로 모사할 수 없다.
순산소 연소를 해석하기 위해 적절한모델의 적 용이 중요하기 때문에 본 연구에서는 이미 검증된 PDF(Probability Density Function) 연소 모델을 이용 하여 최근 각광받고 있는 순산소 연소 시스템의 해석에 초점을 맞추어 연구를 진행하였고 기술적 으로 순산소 연소를 평가 및 예측할 수 있는 기법 에 관한 측면 그리고 순산소 연소를 위해 설계된 버너(16)에 관한 평가에 비중을 두었다. 이러한 연 구를 위해 실험에 의해 도출된 결과를 수치해석 결과와 비교하여 계산의 타당성을 검토하고 계산 결과를 통해 이미 설계된 다공 동축 버너의 연소 특성을 살펴보았다.
2. 실험 장치 및 실험 방법
2.1 실험실 스케일 산소 연소로
Fig. 1 Front view of furnace and schematic of burner Fig. 1 은 실험에서 사용된 연소로의 전체적인 형상 과 사용된 다공 동축 버너의 자세한 구조를 나타낸 다. 연소로 형태는 원통형 구조를 가지고 있고 산소 와 연료의 혼합을 촉진시켜 작은 화염을 만들 수 있 는 다공 동축 형태의 버너를 사용하였다. 이러한 버 너는 이미 서정일(16)등이 설계하였고, 버너의 구조는 중심부 노즐 주위로 8 개의 노즐이 2 중의 동축형태 로 구성되어 있다. 먼저 중심부 노즐은 6 mm 의 직 경을 가지며 산소분사 노즐이고, 그 주위로 8 개 노 즐은 각각 2.5 mm 의 직경을 가지는 LPG (~98%)용 분사 노즐이며, 마지막으로 가장 자리의 8 개의 노즐 은 2.5 mm 의 직경을 가지는 산소 분사노즐로 이루 어져 있다. 이러한 버너는 전체적으로 inverse diffusion flame (IDF)과 normal diffusion flame (NDF) 형 태의 화염 구조를 갖는 형태이다. 연소로는 전체적 으로 2 단의 실린더 형태의 chamber 로 이루어져있고 총 4 개의 가시화 창을 가지고 있으며 온도와 화학 종 농도 계측을 위한 개구부가 5 cm 간격으로 존재 한다. 온도 측정을 위해 R-type 열전대를 이용하였고 고온의 산소 분위기의 환경에서 연소로가 동작하므 로 본 연구에서 사용되는 R-type 열전대는 모두 세 라믹으로 shield 처리 되었다. 이 열전대와 복사보정 용 열원을 이용한 온도 측정 결과를 비교할 때 1%
오차 내외로 그 차이가 크지 않았다 2.2 실험 조건 및 방법
초기 작동시에는 버너에 소량의 연료만 공급하 고 연소로 하단 측면의 점화구에 불꽃 점화기를 삽입하여 점화시켰으며 이후 산소를 공급하여 화 염을 안정화하였다. 이 상태로 2 시간 이상 지나면 정상 상태가 되어 연소로 내부의 온도 분포가 시 간에 따라 거의 일정한 상태가 되었다. 모든 계측 및 관찰은 정상 상태에서 수행하였다. 총 연료의
Table 1 Experimental conditions Oxidizer flow rate (lpm) CASE
Inner nozzle Outer nozzles
산소공급비 (OFR)
1 20.625 61.875 0.25
2 41.250 41.250 0.50
3 61.875 20.625 0.75
유량은 15 lpm 이고, 총 산소의 유량은 82.5 lpm 으 로 고정하였으며 2 종류의 산소 분사 노즐에 대해 산소 공급비(OFR: Oxygen Feeding Ratio)를 변화시 켰다. OFR 의 정의는 다음과 같다.
F R inner oxygen flowrate Oxygen eeding atio
total oxygen flowrate
= (1)
본 연구에서 실험조건은 Table 1 에 나타내었다.
연소로 내부의 온도는 버너 중심 기준 반경 방 향으로 r = 0, 26.25, 52.5, 78.75, 105 mm 의 5 개 지점, 연소로 바닥면을 기준으로 하여 높이 방향으로 Z
= 0~1150 mm 에서 50 mm 간격의 22 개 지점에서 측정하였다. 각 측정 포트에 길이가 다른 열전대 를 삽입하여 해당 지점의 온도를 계측하였다. 열 전대 삽입 후 15 분 이상 지난 뒤 안정화된 상태 의 온도값을 1 분간 기록하였으며 그 평균값을 산 출하여 실험 결과로 사용하였다. 단 높이 600 mm 인 지점은 2 단 구조의 연소로가 연결되는 부위이 므로 온도값을 측정하지 못하였다. 또한 온도가 1800K 이상인 영역에서는 R-type 열전대 결합부 (junction)가 용융될 위험이 있어 온도를 측정할 수 없었다.
3. 수치해석 방법
3.1 계산 격자 정보와 실험 및 계산조건
본 연구에서 사용한 기하학적 형상은 2 단 구조 의 연소로 형태를 가지고 있다. 한편, 실험 조건에 서 화염은 1 단에서만 존재하므로 연소현상을 모 사하기 위해 2 단 전체까지 계산 도메인에 포함시 키는 것은 많은 계산적인 비용이 들어간다. 따라 서 1 단은 계산에 포함하고 2 단은 유동과 에너지 가 충분히 plug flow 에 가깝게 되는 지점을 계산 도메인으로 설정하였다. Fig. 2 는 전체 계산 도메 인의 세부 치수에 대한 개략적인 모식도를 표현하 였다. 전체적으로 원통형 구조를 가지므로 단면의 1/8 부분 만을 계산 도메인으로 설정하였다. 입구
Fig. 2 Schematic of furnace (Unit : mm)
조건은 Table 1 의 실험조건을 그대로 사용하였다.
연소로의 출구 쪽에는 출구 경계조건을 벽에 대 해 계측된 온도를 적용하였다. 총 529405 개의 셀 이 계산에 사용되었고 수치적인 확산효과를 막고 해의 정확성을 유지하기 위해 모두 2nd order upwind scheme 을 적용하였다.
본 연구에서는 solver 로써 상용 코드인 FLUENT(17) 를 이용하여 다공 동축 버너를 사용한 순산소 연소 로 해석을 수행하였다. 비예혼합화염에 대한 해석을 수행을 위해 PDF 를 적용하였다. 이러한 모델은 많 은 연구자들이 공기 연소에 대해 적용해 왔다.(18~21) 3 차원 계산에서 많은 자원이 필요로 하므로 EDC 의 적용은 아직도 많은 어려움이 존재한다. 따라서 본 연구에서는 PDF 모델을 계산에 적용하였다. 먼저 연 속, 모멘텀 방정식 및 에너지 방정식은 전통적인 서 적(22) 에 잘 나타나 있다. 난류모델은 표준 k-ε 모델 을 적용하였다. 순산소 연소의 특성상 고온에서 복 사효과가 크므로 복사 방정식(RTE: Radiative Transfer Equation)을 해석하였으며 정밀한 해석을 위해 DOM (Discrete Ordinate Method) 을 사용하였다. 또한 복사 계산을 위한 흡수계수의 정확한 모사를 위해 WSGGM (Weighted-Sum-of-Gray-Gases-Model) 을 적용 하였고 고온에서 정확성을 위해 2400 K 의 온도보다 클 경우 polynomial 의 계수는 Coppalle(23)등의 결과를 따른다.
3.2 화학 평형 계산
순산소 연소를 기존 공기 연소와 같이 CO2 와 H2O 로 완전반응을 한다고 가정하면 이론적으로 대략 5000K 에 이르는 고온이 나타난다. 그러나 실제 순산소 연소 분위기에서 많은 화학종이 고온 에서 해리 되어 존재하기 때문에 온도는 감소하게 된다. 따라서 순산소 연소의 최대 단열화염 온도
Fig. 3 Thermal dissociation effect with respect to consideration of species at equivalence ratio of φ=1
(Adiabatic flame temperature)는 약 3100K 이 된다.
이러한 화염 온도를 적절히 모사하는 방법으로 는 Rate equation 과 Chemical equilibrium 방법이 있 다. 전자의 경우 주로 비평형 화학 반응을 계산하 는 방법으로 상세 화학 반응식에 의해 세부적인 반응 메커니즘을 실제와 가깝게 기술하는 방법이 므로 매우 정확한 방법이라 할 수 있다. 하지만 화학 반응의 수치 적분으로 인하여 상당한 계산시 간이 소요된다. 따라서 단열 화염 온도만을 요구 할 때 적절하지 않는 방법이라 할 수 있다. 반면, 후자인 화학 평형 계산 방법은 연소에 의한 화학 반응을 무한히 빠른 화학 반응으로 가정하는 방법 이다. 이렇게 가정할 경우 복잡한 화학 반응식을 고려하지 않고 화학종의 열역학적인 상태량이 중 요하게 된다. 이러한 상태량은 계산이 매우 빠르 기 때문에 좋은 접근 방법이라 사료된다.
먼저 모든 mixture fraction field 에 대해 계산하기 전 다음과 같은 방법을 통해 중요한 화학종을 파 악하였다. Fig. 3 은 이러한 열적 해리에 의한 최대 온도 또는 단열 화염 온도의 경향을 단편적으로 보여준다. 본 결과는 앞에서 언급한 바와 같이 화 학종의 열적 해리 (thermal dissociation)를 고려하기 위해 열역학적인 방법인 Gibbs free energy minimization 에 기반한 화학 평형 계산을 수행한 결과를 나타낸다.
본 화학 평형계산에서는 당량비 1 을 기준으로 화학종의 선별에 따른 단열 화염 온도를 도시하였 다. Fig. 3 에서 알 수 있듯이 산소연소의 경우 1- step 화학반응을 고려했을 때 최대 5500K 이상의 고온이 나타나는데 이는 반응 후 모든 생성물이 이산화탄소와 수증기로 나타날 경우 5500K 이상의 온도가 얻어질 수 있다는 결과이다. 그 다음 결과 인 CO 를 고려할 경우 온도는 4000K 까지 급격히 감소된다. 이러한 현상은 바로 열적 해리에 의해 CO 가 온도를 흡수하는 역할로 이해 될 수 있다.
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
0 1000 2000 3000 4000 5000
5-species 4-species
9-species
Temperature (K)
Mixture fraction
17-species 9-species 5-species 4-species
17-species
Fig. 4 Adiabatic flame temperature in mixture fraction domain
그 다음 H2, OH, H, O 의 화학종 고려에 따른 결 과에서 알 수 있듯이 단열 화염 온도는 약 3100K 에 가까워지는 경향을 알 수 있다. 이러한 결과를 바탕으로 9-species 를 선정하였다.
9-species 모델이 과연 단열화염조건을 잘 모사하 는지를 알기 위해 모든 mixture fraction 도메인 상 에서 화학 평형계산을 수행하였다. Fig. 4 는 mixture fraction 도메인 상에서 화학 평형 계산을 수행한 결과이다. 그래프에서 5-species 의 경우 stoichiometric mixture fraction 0.23 기준으로 약 0.25 인 영역에서 최대 온도를 갖는다. 또한 이 영역에 서 급격한 기울기 변화를 보이고 있다. 그 원인은 연료과농 영역(>0.25)에서 4-species 의 기울기를 거의 따라가는 경향으로 볼 때 온도를 흡수하는 역할을 하는 CO 가 연료희박 영역에서 지배적인 작용을 하기 때문에 나타나는 현상으로 파악된다.
9-species 는 이보다 많은 화학종을 고려한 17- species 와 거의 동일한 단열화염온도분포를 보여 주고 있고, 이보다 작은 화학종을 고려한 4-species 와 5-species 보다 최대 단열화염온도 분포가 낮게 나타났다. 이러한 결과를 토대로 9-species 모델 (C3H8, O2, CO2, H2O, H, O, OH, CO, H2)이 CFD 계산 을 위한 적절한 화학종 선정이라 볼 수 있다.
4. 계산 및 실험 결과
4.1 실험과 계산 결과의 비교
Fig. 5 은 순산소 연소시의 OFR 에 따른 연소로 내부 온도 분포와 화염의 변화를 가시창 정면에서 촬영한 사진을 함께 도시한 것이다. 각 조건에서 중심부 온도가 3000K 정도로 매우 높기 때문에 측정이 불가능하였다. 따라서 중심부는 화염 사진 으로 대체하였다. 사진에서 알 수 있듯이 공통적 으로 밝기가 매우 밝은 휘염이 존재하는 것을 볼 수 있다.
Fig. 5 Direct pictures and temperature contour in OFR 0.25, 0.5 and 0.75
OFR 이 증가할수록 화염의 길이가 증가하고 있 다. OFR 이 증가한다는 것은 안쪽 노즐에서의 산 소 유량이 증가하는 것을 뜻하므로, 화염의 길이 는 안쪽과 바깥쪽 노즐에서의 산소 유량에 영향을 받는다고 할 수 있다. 이는 바깥쪽 다중 산소 분 사구에서는 난류에 의한 혼합을 증가시키는 역할 을 하므로 바깥쪽 노즐 유량의 상대적인 감소는 난류에 의한 혼합 정도를 감소시키기 때문인 것으 로 보인다. 이러한 가정을 좀더 자세히 알아 보기 위해서 이어서 계산 결과를 토대로 보완해 보았다.
Fig. 6 은 구체적인 온도 검증을 하기 위해 높이 에 따른 반경 방향으로 실험과 계산에서 도출된 온도 결과를 도시한 것이다. 전체적으로 PDF 모델 을 적용하였음에도 불구하고 각 OFR 조건에 대하 여 실험치를 상당히 잘 따라가고 있음을 알 수 있 다. 공통적으로 반경 방향 좌표 r=10 mm 에서 최 대 온도 분포를 보이고 축방향 및 벽면 방향으로 온도가 감소한다. 이렇게 중심부가 아닌 약간 치 우친 지점에서 온도가 가장 높은 이유는 축방향으 로 산소가 분사되고 그 주위로 연료, 또 그 바깥 으로 산소가 분사되는 버너 구조 때문으로 생각된 다. 그리고 상류에서 최대 온도는 OFR 0.25 에서 약 2800 K, 0.5 에서 약 2600 K, 0.75 에서 약 2400 K 로 OFR 0.75 에서 가장 낮게 나타났다. 이러한 이 유는 앞서 실험 결과에서 언급한 것과 같이 화염 의 길이가 길어지면서 화염 면적이 커지므로 온도 가 상대적으로 낮아지기 때문이다.
0 20 40 60 80 100 120
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=180m (Exp.) z=180m (Cal.)
(a)
0 20 40 60 80 100 120
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=180m (Exp.) z=180m (Cal.)
(b)
0 20 40 60 80 100 120
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=180mm (Exp.) z=180mm (Cal.)
(c)
Fig. 6 Radial temperature profiles for OFR 0.25 (a), OFR 0.5 (b), OFR 0.75 (c) at axial distance of 180 mm Fig. 7 은 하류 측인 Z = 440 mm 떨어진 지점에서 반경반향으로 온도 분포를 살펴보았다. 온도는 앞 서 Z = 180 mm 보인 결과와 비교할 때 불과 160 mm 밖에 높이 차이가 나지 않음에도 불구하고 반경방향 온도 기울기가 상당히 일정해진 것을 확 인 할 수 있다. 이는 순산소 연소에서 복사 효과 가 지배적으로 나타나기 때문에 빠른 에너지 전달 에 의해 온도는 공간적으로 일정하기 때문인 것으 로 보인다.
0 20 40 60 80 100 120 0
500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=480mm (Exp.) z=480mm (Cal.)
(a)
0 20 40 60 80 100 120
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=480mm (Exp.) z=480mm (Cal.)
(b)
0 20 40 60 80 100 120
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperature (K)
Radial distance (mm) z=480mm (Exp.) z=480mm (Cal.)
(c)
Fig. 7 Radial temperature profiles for OFR 0.25 (a), OFR 0.5 (b), OFR 0.75 (c) at axial distance of 440 mm
4.2 연료와 산화제의 혼합 특성
Fig. 8 은 연료의 농도 분포와 유속 벡터를 Z=0.053 m, Z=0.073 m 에서 함께 나타낸 결과이다.
(a), (b), (c)는 각각 OFR 0.25, 0.5, 0.75 를 나타낸 결
과로써 Z=0.053 m 에서 서로 비교를 하면 (a)에서 최대 농도를 갖는 영역이 양쪽 경계조건에 대해 서로 갈라져 있고 OFR 이 증가할수록 해당 영역 에서 농도 분포는 서로 붙어있는 상태로 나타난다.
이러한 특성을 볼 때 OFR 0.25 인 경우 연료는 다 른 경우에 비해 빠른 혼합 특성을 갖는 것을 알 수 있다. 또한 Z=0.073 m 인 경우 잔류하는 연료의 농도 분포는 OFR 0.75 인 경우 다른 경우와 비교 할 때 다소 높고 넓게 분포하는 것을 알 수 있다.
Fig. 9 는 산소 농도의 공간적인 분포를 나타내 었다. Z=0.053 m 위치에서 중심부에서 산소 농도 분포는 큰 차이가 없지만 바깥쪽 산소 분사구에서 차이가 생겼다. 이러한 이유는 중심부에서 유량이 차이가 많이 나지 않더라도 모멘텀이 여전히 크기 때문에 주위로 확산이 느리게 일어나기 때문이고 바깥쪽 산소 분사구에서는 유량의 차이에 따라 난 류의 확산 효과를 크게 받기 때문으로 추측된다.
한편, Z=0.073 m 위치에서 OFR 의 차이에 따른 비 교를 해보면 차이가 크게 나타난다. OFR 이 클수 록 중심부 유량이 커지므로 농도는 여전히 크게 나타나고 바깥쪽 산소 분사구 쪽에서는 산소 농도 분포가 거의 나타나지 않는 모습을 볼 수 있다.
Fig. 10 은 Mixture fraction 의 분포를 나타내었다.
Z=0.053 m 에서 mixture fraction 의 분포는 Fig. 8 의 연료의 분포와 거의 비슷한 경향을 보인다.
Z=0.073m 의 경우 OFR 이 증가 할수록 mixture fraction 이 넓게 분포하는 모습을 보이고 있다. 이 러한 경향은 OFR 이 작을수록 화염은 상류에서 존재할 것이고 반대로 OFR 이 클수록 화염이 하 류로 이동하는 것을 유추할 수 있다.
Fig. 11 는 상류와 하류에서 OFR 에 따른 온도 분포의 차이를 나타내었다. Z=0.053 m 위치에서 OFR 에 따른 온도 분포는 차이가 크게 나타났다.
OFR 이 작을수록 바깥쪽 산소 분사구 근처에서 온도 분포가 넓게 나타나 있는 경향을 보이고 하 류인 Z=0.073 m 위치에서는 OFR 이 작을수록 높 은 온도가 넓게 분포하고 있는 그림을 볼 수 있다.
이미 Fig. 10 의 mixture fraction 결과에서 알 수 있 듯이 OFR 이 증가할 수록 mixture fraction 이 넓게 분포하므로 화염의 공간적인 면적이 넓고 따라서 전체적으로 최대 온도는 작아진다. 한편, 하류에서 mixture fraction 의 공간적인 분포가 작게 나타난 OFR 0.25 인 경우 화학반응이 상류에서 빨리 일어 나기 때문에 화염의 크기는 작을 것이고 따라서 전체적으로 최대 온도는 높게 나타난다. 그러므로, Fig. 5 에 나타난 것과 같이 실제 연소 실험에서도 OFR 0.25 인 경우가 가장 강한 휘염을 보였다. 한 편, 안쪽 산소 노즐의 경우 OFR 변화에 대해 속도 벡터는 큰 변화를 보이지 않는 반면, 바깥쪽 산소 노즐에 대해 OFR 0.25 인 경우 속도변화가 크게 나타났다.
Fig. 8 Fuel concentration distribution; (a) OFR 0.25 (b) OFR 0.5 (c) OFR 0.75 at Z=0.053 and 0.073 m
Fig. 9 Oxygen concentration distribution; (a) OFR 0.25 (b) OFR 0.5 (c) OFR 0.75 at Z=0.053 and 0.073 m
Fig. 10 Mixture fraction distribution; (a) OFR 0.25 (b) OFR 0.5 (c) OFR 0.75 at Z=0.053 and 0.073 m
Fig. 11 Temperature distribution; (a) OFR 0.25 (b)OFR 0.5 (c) OFR 0.75 at Z=0.053 and 0.073 m
0 1500 3000 0.00
0.06 0.12
1500 3000 1500 3000 (b)
Radial Distance (m)
Temperature (K)
Z=100mm (OFR0.25) Z=100mm (OFR0.5) Z=100mm (OFR0.75)
(a)
Z=150mm (OFR0.25) Z=150mm (OFR0.5) Z=150mm (OFR0.75)
(c)
Z=200mm (OFR0.25) Z=200mm (OFR0.5) Z=200mm (OFR0.75)
Fig. 12 Radial temperature profiles; (a) Z=100 mm, (b) Z=150 mm and (c) Z=200 mm
이와 같은 온도 분포와 속도 벡터 정보로부터 OFR 0.25 인 경우 난류에 의한 강한 혼합으로 하 류에서 반응이 활발히 일어나기 때문에 화염의 길 이는 작고 강렬한 연소현상을 보이는 것으로 유추 할 수 있다.
Fig. 12 는 연소로 높이에 따라 각 OFR 의 변화에 따른 온도 분포를 나타내었다. 결과에서 알 수 있 듯이 OFR 0.25 에서 가장 높은 온도 분포를 보이고 있는 점을 알 수 있고 상류 영역 (a)에서 반경 방 향으로 r=0.025 m 인 지점에서 주변과 비교할 때 화 염의 온도가 상당히 높아 급격한 온도 변화를 보인 다. 또한 상류영역인 (a)에서 OFR 0.25 의 화염 온도 가 상류에서 크기 때문에 반경 방향 온도 분포가 가장 넓게 분포해 있는 것을 알 수 있다. 반면 OFR 0.5, 0.75 의 경우 하류까지 반응대가 길게 분포 되어 있기 때문에 상류에서 반경방향 온도 분포가 작게 나타나고 축방향으로 길게 분포하는 경향을 보인다. 이것은 앞에서 설명한 바와 같이 버너의 바깥영역에서 강한 화학 반응으로 인하여 반응이 상류에서 모두 일어나므로 OFR 0.25 의 작고 강한 화염이 생성되는 것으로 판단할 수 있다.
5. 결 론
지금까지 순산소 연소 시스템에서 다공 동축 버너의 특징에 대해 실험과 수치해석 방법을 통해 알아보았다. 따라서 다음과 같은 결론을 내릴 수 있다.
(1) 순산소 연소에서는 화염 온도가 3100K 대에 근접하므로 이를 정확하게 예측하기 위해서는 열적 해리에 의한 라디칼 (radical)을 고려해 주어야 한다.
(2) 본 연구에서 사용된 버너의 유동 특성은
다중 분사 노즐로 인해 난류의 강도가 크고, 이것이 연료와 산소의 혼합을 촉진시켜 화염이 상류에서 강한 화염을 형성한다. 각 유량 조건에 대하여 연료와 산소의 혼합 형태를 비교해 볼 때 OFR 이 감소하는 경우 화염 길이가 줄어들고 화염의 온도가 증가하는 경향을 계산 결과를 통해서도 확인할 수 있었다. 이러한 원인이 바깥쪽 산소 노즐 근처에서 강한 난류에 의한 산소와 연료의 혼합에 기인한 것으로 보인다.
(3) 이전 연구자들이 지금까지 사용한 PDF 연소모델을 순산소 연소 시스템에 적용하여 계산된 온도 분포를 실험 데이터와 직접 비교해 볼 때 PDF 연소모델을 순산소에 적용해도 타당한 결과를 얻을 수 있다는 것을 확인하였다.
후 기
본 연구는 연소기술연구센터(CERC)와 BK21 의 연구비 지원에 의해 수행 되었습니다.
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