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문제 정의
- 지난 연구에서는 스월 효과가 없는 단순한 연료노즐을 가진 연소기에서 연소불안정 현상을 관찰하고 그 불안정의 원인과 모드를 분석하는 방법에 대한 연구를 진행하였다[6]. 본 연구에서는 지난 연구를 바탕으로 실제 발전용 가스터빈 연소기를 모사한 연소기에서 연소불안정 모드의 특성 및 종류를 확인해 보기 위하여 연소실 길이와 연료-공기 혼합기 부분의 길이를 변경하여 연소불안정 현상에 대하여 관찰하였으며, 이때 연료-공기 혼합기의 속도, 당량비를 변동시키면서 열방출의 섭동이 나타나는 조건을 확인하고, 연소실 및 혼합부에 다수의 동압을 측정하여 연소불안정시 나타나는 불안정의 모드와 phase를 분석하여 연소불안정의 원인을 명확히 규명하였다.
- 본 연구에서 사용된 모형 가스터빈 연소기에서 각각의 실험조건에 따른 연소실험을 통하여 화염 안정화 영역을 확인하는 실험을 진행하였다. Fig.
- 본 연구에서는 모형 덤프 연소기에서 연료-공기 혼합부의 길이에 따라 연소실의 길이, 당량비, 혼합기의 속도 등을 변화시켜가면서 희박 예혼합 화염의 연소동특성에 관한 실험 결과를 소개 하였다. 혼합기 속도와 당량비는 화염의 응답 특성과 연소실의 평균온도 조건을 변화시켜 연소불안정 현상의 주요 변수임을 확인하였고, 스월효과가 없는 확산화염과 같은 조건에서는 어느 정도 스월효과가 발생하는 예혼합 화염 조건 보다 연소불안정 발생 시 높은 동압의 섭동값을 확인하였다.
가설 설정
- 이를 계산할 수 있는 이론적인 근거는 Eq. 2와 같고 다음과 같이 가스터빈 연소기에서 에너지의 이동 경로가 축방향이 주된 요인이라는 조건과 평균 온도가 일정하고, 1-D standing wave 조건을 갖는다고 가정한다.
- 2에서 주로 나타나는 연소불안정 현상 발생시 측정한 압력의 진폭과 위상차를 보여준다. 이때 연소실의 음향파는 half wave mode로 가정하였으며, 공기공급부의 경우 quarter wave mode로 가정하였다. 그래프에서 실선으로 표시된 부분은 연소실의 Longitudinal mode(n=2)의 예상 값이며, 점선의 경우 연료-공기 혼합부의 Longitudinal mode(n=2)의 예상 값이다.
제안 방법
- 먼저 연소실험 전후의 정압의 변화와 공기의 유량을 조절하기 위해 오리피스 전단 및 후단에 2개, 스월인젝터 전단에 1개, 후단에 1개, 연소실에 2개, 총 6개의 Valcom사의 정압센서가 사용 되었다. 온도 측정은 K-type 열 전대를 이용하여 측정하였으며, 공기공급온도, 연소실 온도, 배기배출물 센서근처, 유량제어를 위한 차압계 근처 등 총 8채널의 온도를 측정하였다. 연소실험에서 발생하는 압력의 섭동을 관찰하기 위하여 공기공급부에 5개, 연소실에 6개의 PCB사에서 제작한 102A05 동압센서와 동압의 반사파를 억제하는 infinity probe를 사용하였고, sampling rate는 초당 10000개의 데이터를 받아 크기를 관찰하였고, FFT를 하여 5000 Hz까지 분석할 수 있게 하였다.
- 온도 측정은 K-type 열 전대를 이용하여 측정하였으며, 공기공급온도, 연소실 온도, 배기배출물 센서근처, 유량제어를 위한 차압계 근처 등 총 8채널의 온도를 측정하였다. 연소실험에서 발생하는 압력의 섭동을 관찰하기 위하여 공기공급부에 5개, 연소실에 6개의 PCB사에서 제작한 102A05 동압센서와 동압의 반사파를 억제하는 infinity probe를 사용하였고, sampling rate는 초당 10000개의 데이터를 받아 크기를 관찰하였고, FFT를 하여 5000 Hz까지 분석할 수 있게 하였다. 각 동압센서의 위치는 Fig.
- 3에서 확인할 수 있다. 또한 연소 안정 및 불안정 조건에서 화염의 열방출 섭동을 측정하기 위해 가시화 연소기를 이용하였고, 덤프면 근처의 화염에서 OH* 및 CH* 자발광 측정을 하였다. Photron사의 High speed ICCD 카메라를 사용하여 1/6000 fps의 속도로 화염을 촬영하였고 동압센서와 연계하여 같은 실험조건 시간축에서 동압과 열방출 값을 얻었고, phase를 locking 하였다.
- 또한 연소 안정 및 불안정 조건에서 화염의 열방출 섭동을 측정하기 위해 가시화 연소기를 이용하였고, 덤프면 근처의 화염에서 OH* 및 CH* 자발광 측정을 하였다. Photron사의 High speed ICCD 카메라를 사용하여 1/6000 fps의 속도로 화염을 촬영하였고 동압센서와 연계하여 같은 실험조건 시간축에서 동압과 열방출 값을 얻었고, phase를 locking 하였다.
- 실험 조건은 Table 1에서와 같이 공기 공급온도를 실제 발전용 가스터빈에서의 조건과 같이 673 K로 고정하였고, 연소실험 초반에는 화염안정화 지도를 얻어내기 위해 470, 550, 870 mm의 연료-공기 혼합부의 길이 조건에서 연소실 길이 800 ∼ 1680 mm, 당량비 0.55 ∼ 1.2, 혼합기 속도 30 ∼ 70 m/s 범위로 변경하며 연소데이터를 측정하였다.
- 또한 연소실에 음향학적 경계를 형성시키게 하기 위하여 실 가스터빈에서 터빈의 역할을 하는 스파이크 형태의 blockage nozzle을 장착하였고, 스월러의 효과의 유무를 확인하기 위하여 혼합기의 길이가 470 mm의 경우에서는 스월러의 각도를 0°와 30° 두 가지 조건의 인젝터를 사용하여 연소불안정 특성을 비교하였다.
- 모형 덤프 연소기 실험 장치에 공급되는 연료 유량은 Alicat Scientific사의 M-1500SLPM-D Mass flow meter를 이용해 측정하였고, 공급되는 공기유량의 경우 대한인스트루먼트사의 FKC-4 차압계를 이용해 측정한 차압과 동시에 측정된 공기 공급압력과 공기온도를 이용해 조절하였다. 센서들의 데이터 취득은 National instrument 사의 C-RIO와 DAQ 장비를 이용해 이루어졌다.
- 이때 연소실 길이는 50 mm 간격으로 증가시키며 연소실험이 이루어졌고, 당량비의 경우 0.55 이하에서 blow out 현상이 나타나는 것을 확인하여 당량비 1.2에서 0.55까지 0.05씩 낮추어 가면서 측정하였다. 혼합기 속도는 덤프면 출구 연료-공기 혼합기의 속도로 10 m/s 간격으로 실험을 진행하였다.
- 혼합기 속도는 덤프면 출구 연료-공기 혼합기의 속도로 10 m/s 간격으로 실험을 진행하였다. 실험은 목표 혼합기의 속도와 당량비 조건을 1.2에 맞춘 후 당량비 조건에 따라 발생할 수 있는 hysteresis 현상을 방지하기 위해 서서히 당량비를 낮추어 가며 소염될 때까지 실험을 수행하였다. 또한 연소실에 음향학적 경계를 형성시키게 하기 위하여 실 가스터빈에서 터빈의 역할을 하는 스파이크 형태의 blockage nozzle을 장착하였고, 스월러의 효과의 유무를 확인하기 위하여 혼합기의 길이가 470 mm의 경우에서는 스월러의 각도를 0°와 30° 두 가지 조건의 인젝터를 사용하여 연소불안정 특성을 비교하였다.
- mode의 공진 주파수가 일치하였을 때 해당모드의 불안정이 발생하는 특성을 확인할 수 있었다. 이로써 연소실 전단의 혼합부의 길이도 연소불안정을 야기하는 변수임을 확인하였고, 이는 다음절의 다채널 동압센서의 결과값에서 도출한 모드와 위상 분석을 통해서 증명하도록 하겠다.
- 위에서 언급한 2L mode의 특이한 연소불안정 특성이 또 다른 실험조건에서도 나타나는지 확인해 보기 위하여 혼합부의 길이가 550, 870 mm 조건에서도 확인해 보았다. Fig.
- 05씩 낮추어 가면서 측정하였다. 혼합기 속도는 덤프면 출구 연료-공기 혼합기의 속도로 10 m/s 간격으로 실험을 진행하였다. 실험은 목표 혼합기의 속도와 당량비 조건을 1.
대상 데이터
- 본 연구에서 사용된 연소기는 희박 예혼합 및 스월 안정화 화염을 가지는 실제 GE 7FA+e DLN-2.6 가스터빈 연소기를 1/3 스케일로 모사한 모형 가스터빈 연소기로 형상은 Fig. 1, 세부적인 개념도는 Fig. 2와 같으며, 크게 공기가열장치, 공기공급라인, 연료노즐, 가시화용 쿼츠연소기, 배기단의 스파이크형 플러그 노즐로 이루어져 있다[7]. 공기가열장치는 40 kW급 전열기 3개로 이루어져 있으며, 공급되는 공기를 최대 873 K까지 가열 시켜주는 역할을 한다.
- 실험시 공급되는 공기온도는 ±1% 이내로 제어된다. 본 실험에서의 주요한 변수인 연료-공기 혼합부는 공기가열장치 후단 초크 오리피스(chocking orifice)와 연소실 덤프면 사이에 위치하고 지름이 40 mm, 길이는 470, 550, 870 mm의 3가지 조건이다. 본 장치에 사용된 스월 인젝터는 axial type의 인젝터로서 스월베인의 각도는 0°와 30°를 사용하였고, 스월베인의 개수는 10개로 구성 되어 있다.
- 42에 해당된다. 연소실은 연소 동 특성 측정을 위한 원형 STS tube와 화염 가시화를 위한 Quartz tube를 번갈아 사용하였으며, 연소실 내부의 직경은 120 mm이다. 배기단에 위치한 플러그 노즐은 연소실 배기단을 91% 막아줌으로써 음향학적 경계를 만들어 연소실의 공명주파수를 변화시켜주는 역할을 하게 되며, 이는 모형 가스터빈 연소기 후단에 위치한 스텝 모터에 의해 연소실의 길이를 800 mm에서 1680 mm까지 0.
- 모형 덤프 연소기에서의 연료, 공기의 유량 및 연소정압, 배기배출물, 연소동특성 등을 측정하기 위하여 다양한 센서와 유량조절을 위한 유량계가 사용되었다. 먼저 연소실험 전후의 정압의 변화와 공기의 유량을 조절하기 위해 오리피스 전단 및 후단에 2개, 스월인젝터 전단에 1개, 후단에 1개, 연소실에 2개, 총 6개의 Valcom사의 정압센서가 사용 되었다. 온도 측정은 K-type 열 전대를 이용하여 측정하였으며, 공기공급온도, 연소실 온도, 배기배출물 센서근처, 유량제어를 위한 차압계 근처 등 총 8채널의 온도를 측정하였다.
- 모형 덤프 연소기 실험 장치에 공급되는 연료 유량은 Alicat Scientific사의 M-1500SLPM-D Mass flow meter를 이용해 측정하였고, 공급되는 공기유량의 경우 대한인스트루먼트사의 FKC-4 차압계를 이용해 측정한 차압과 동시에 측정된 공기 공급압력과 공기온도를 이용해 조절하였다. 센서들의 데이터 취득은 National instrument 사의 C-RIO와 DAQ 장비를 이용해 이루어졌다. LabVIEW 기반의 프로그램을 통해 센서 데이터 처리 및 유량제어를 수행하였다.
- 모형 가스터빈 연소기의 연료로는 메탄이 89.4%인 압축천연가스를 연료로 사용하였다. 실험 조건은 Table 1에서와 같이 공기 공급온도를 실제 발전용 가스터빈에서의 조건과 같이 673 K로 고정하였고, 연소실험 초반에는 화염안정화 지도를 얻어내기 위해 470, 550, 870 mm의 연료-공기 혼합부의 길이 조건에서 연소실 길이 800 ∼ 1680 mm, 당량비 0.
- 본 장치에 사용된 스월 인젝터는 axial type의 인젝터로서 스월베인의 각도는 0°와 30°를 사용하였고, 스월베인의 개수는 10개로 구성 되어 있다.
데이터처리
- 센서들의 데이터 취득은 National instrument 사의 C-RIO와 DAQ 장비를 이용해 이루어졌다. LabVIEW 기반의 프로그램을 통해 센서 데이터 처리 및 유량제어를 수행하였다. 유량계와 차압계를 이용하여 계산한 연료, 공기 유량은 KANOMAX 사의 Hot-wire velocimeter인 Model 6332D를 통해 최종 확인하였으며, 계산값과 연소기 출구에서의 측정 속도 오차는 3% 이내로 확인되었다.
성능/효과
- 3 bar, 평균압력의 약 2% 진동)이 발생하는 특성이 있으며, 이때의 연소불안정 주파수(Frequency)를 살펴보면 출력이 승속되어 연소실 온도가 비례적으로 증가한다 하더라도 불안정 주파수는 변동이 없이 120 ~ 140 Hz로 유지되는 것을 확인 할 수 있었다[4, 5]. 이는 연소실의 온도가 증가함에 따른 불안정 주파수가 증가되는 것이 아니기에 연소실 모드가 아닌 다른 기하학적 특성에 의해 음향학적 압력장이 형성되어 발생하는 불안정 모드라는 것을 확인하였다.
- LabVIEW 기반의 프로그램을 통해 센서 데이터 처리 및 유량제어를 수행하였다. 유량계와 차압계를 이용하여 계산한 연료, 공기 유량은 KANOMAX 사의 Hot-wire velocimeter인 Model 6332D를 통해 최종 확인하였으며, 계산값과 연소기 출구에서의 측정 속도 오차는 3% 이내로 확인되었다.
- 연료-공기가 비교적 잘 섞이는 실험조건에서는 혼합기 속도가 40 m/s, 혼합부의 길이가 470 mm 조건에서 생각해 보았을 때 연료-공기의 혼합기가 연소실에 전달되어야 하기 때문에 음향 학적 경계를 closed–open boundary로 설정하였고, 연소실에서 구성된 closed–closed boundary의 2nd mode의 공진 주파수가 일치하였을 때 해당모드의 불안정이 발생하는 특성을 확인할 수 있었다.
- 이때 기준이 되는 동압 값은 덤프면에서 160 mm 떨어진 지점의 동압센서의 값을 이용하였다. 그래프에서 확인할 수 있는 것과 같이 속도가 증가함에 따라 연소가 불안정해지 는 경향을 볼 수 있었고, 특히 연료-공기 혼합기 속도 70 m/s에서 전체적으로 연소가 불안정하게 진행되는 것을 확인할 수 있었다. 혼합기의 속도가 높은 조건에서 연소불안정의 모드가 연소실의 길이 및 당량비의 조건에 따라서 두가지로 나뉘어서 나타났으며, 혼합기 속도가 낮은 구간에서는 충분한 열에너지의 공급이 이루어지지 않음에 따른 음향학적 경계가 명확하게 발생하지 않아서 열음향 불안정 현상이 발생하지 않음을 확인하였다.
- 그래프에서 확인할 수 있는 것과 같이 속도가 증가함에 따라 연소가 불안정해지 는 경향을 볼 수 있었고, 특히 연료-공기 혼합기 속도 70 m/s에서 전체적으로 연소가 불안정하게 진행되는 것을 확인할 수 있었다. 혼합기의 속도가 높은 조건에서 연소불안정의 모드가 연소실의 길이 및 당량비의 조건에 따라서 두가지로 나뉘어서 나타났으며, 혼합기 속도가 낮은 구간에서는 충분한 열에너지의 공급이 이루어지지 않음에 따른 음향학적 경계가 명확하게 발생하지 않아서 열음향 불안정 현상이 발생하지 않음을 확인하였다. 그리고 모든 연소실 길이조건에서 불안정이 발생하는 것이 아니라 특정 연소실 길이조건에서 즉, 950 ~ 1050 mm 조건에서 발생함을 확인할 수 있었다.
- 혼합기의 속도가 높은 조건에서 연소불안정의 모드가 연소실의 길이 및 당량비의 조건에 따라서 두가지로 나뉘어서 나타났으며, 혼합기 속도가 낮은 구간에서는 충분한 열에너지의 공급이 이루어지지 않음에 따른 음향학적 경계가 명확하게 발생하지 않아서 열음향 불안정 현상이 발생하지 않음을 확인하였다. 그리고 모든 연소실 길이조건에서 불안정이 발생하는 것이 아니라 특정 연소실 길이조건에서 즉, 950 ~ 1050 mm 조건에서 발생함을 확인할 수 있었다. 이는 연소실이 closed boundary라고 생각하고 계산된 연소실의 공진 주파수의 조건에서 열방출 섭동과 coupling 되어서 발생하는 연소불안정으로 이를 통해 연소실의 길이는 연소불안정을 야기하는 중요한 변수임을 확인할 수 있었다[9, 10, 11].
- 6의 혼합부의 길이가 550 mm 조건에서 화염 안정화 지도 결과를 확인해 보면, 마찬가지로 모든 혼합기의 속도조건에서 연소불안정 특성이 발생하였다. 이로써 낮은 속도조건에서는 혼합기가 잘 섞이는 0.4정도의 스월넘버의 조건에서는 혼합부의 길이에 관련된 낮은 속도조건에서의 연소불안정 특성이 존재함을 알 수 있었다. 하지만 앞에서 언급한 바와 같이 모든 연소실 조건에서 연소불안정 현상이 나타나는 것이 아니라 연소실 길이가 길어짐에 따라 불안정 특성이 강한 것을 확인할 수 있었다.
- 7의 혼합부의 길이가 870 mm의 조건에서는 연소불안정의 두가지 모드가 앞에서의 혼합부 길이 470, 550 mm 와 같이 비슷한 조건이 아닌 저주파 대역대의 다른 영역에서도 2L mode의 불안정 주파수로 나타나는지 확인해보기 위해서 혼합부의 길이를 길게 변경하여 모든 실험 변수 조건에서 확인한 화염 안정화 지도의 결과이다. 그림에서와 같이 연소실에 유입되는 혼합기의 속도가 빠르면 열에너지의 밀도도 증가하기 때문에 불안정 특성이 커지는 것을 확인할 수 있고, 앞에서와 마찬가지로 특성 연소실의 길이에서 열-음향학적 에너지의 coupling을 통하여 연소불안정 특성이 발생하고 있음을 확인 하였다.
- 8에서 확인할 수 있다. 스월러의 효과가 없는 상황에서 혼합부의 길이 조건이 470 mm의 경우에는 연료-공기 혼합기 속도가 70 m/s일 때, 당량비가 0.9와 1.2인 조건에서 연소실 길이가 1000 mm일 때에는 당량비 조건이 0.9에서 연소불안정 현상이 가장 강하게 나타나는 것을 확인할 수 있는데, 이때의 연소불안정 주파수는 375 Hz이다. 연소실 길이에 의해 연소불안정 주파수는 변화하게 되는 현상을 볼 수 있고, 특정 주파수 대역을 벗어나면서 연소불안정 현상이 사라지는 것을 확인할 수 있었다.
- 9에서 연소불안정 현상이 가장 강하게 나타나는 것을 확인할 수 있는데, 이때의 연소불안정 주파수는 375 Hz이다. 연소실 길이에 의해 연소불안정 주파수는 변화하게 되는 현상을 볼 수 있고, 특정 주파수 대역을 벗어나면서 연소불안정 현상이 사라지는 것을 확인할 수 있었다. 당량비가 1.
- 당량비가 1.2의 경우에서도 연소실의 길이가 950 mm 일 때, 가장 강한 연소불안정 현상이 나타나는 것을 확인할 수 있었는데, 829 Hz의 특정 주파수와 연소실의 음향 모드가 일치하는 길이에서 강한 연소불안정 현상이 나타나는 것을 확인할 수 있다.
- 1 구간에서는 혼합부의 길이와 관련된 불안정 모드가 발생하였다. 마찬가지로 혼합부의 길이 870 mm에서도 당량비의 조건이 바뀜에 따라서 불안정 모드가 바뀌게 되는데 이로써 연소불안정은 혼합기의 속도, 당량비의 조건에 변화에 따라 연소실의 평균온도 등이 변경되어 주된 불안정 주파수가 바뀌게 되고 연소실의 길이와 혼합부의 길이의 matching에 따라서 불안정 모드가 순간적으로 바뀌는 현상을 확인하였다.
- 이는 스월효과가 발생하면, 스월효과가 없는 경우에서의 확산화염 구조의 화염과 다르게, 예혼합 화염의 구조를 갖고 있기 때문에 연소실의 온도도 비교적 낮아지며 연소실의 공명주파수도 낮은 부분에서 형성되는 이론적 근거와 일치하고 있다. 또한 연소실의 길이와 혼합부의 길이가 증가할수록 불안정 주파수는 작아지는 것을 확인할 수 있고, 1L 모드의 결과에서 스월효과를 가지는 인젝터군의 혼합부길이 조건에서 연소불안정 특성을 확인해 보면 당량비가 증가할수록 연소실의 열에너지가 증가되기 때문에 thermal chocking되어 연소실의 음향학적 경계가 명확해지므로 연소불안정의 크기가 증가함을 확인할 수 있다. 또한 Fig.
- 또한 연소실에서 압력의 node위치인 연소실의 중간부분을 기준으로 전· 후단의 동압센서 값은 약 180°의 위상차가 나타나는 것을 확인할 수 있었다.
- 그래프에서 실선은 연소실의 Longitudinal mode(n=1)에 해당하는 연소실 위치별 동압의 추정치이며, 빨간색 동그라미 점으로 표현한 것은 해당 위치에서 측정된 동압의 값을 보여주고 있다. 그래프에서 볼 수 있듯이 각각의 위치에서 대부분의 동압의 값이 추정치와 비슷한 값을 가지게 되고, 연소실의 끝부분에 위치한 동압 데이터의 경우 연소실 후단에 위치한 노즐 부근의 낮은 온도로 인해 약간의 오차가 발생하는 것을 확인할 수 있었다.
- 검정색 사각형 점은 동압센서간의 위상차를 보여주며 연소실의 1/3과 2/3 정도의 위치에서 압력 node가 나타나고, 해당 지점을 기준으로 전·후단의 동압 센서의 위상차가 약 180°가 되는 것을 확인할 수 있었다.
- 검정색 사각형 점은 동압센서간의 위상차를 보여주며 연소실의 1/3과 2/3 정도의 위치에서 압력 node가 나타나고, 해당 지점을 기준으로 전·후단의 동압 센서의 위상차가 약 180°가 되는 것을 확인할 수 있었다. 이를 통해 위에서 가정한 연소실과 연료-공기 혼합부와 연계된 2L mode의 연소불 안정을 확인할 수 있었다. 바로 이전의 결과인 Longitudinal mode(n=1)와는 달리 공기공급라인에 위치한 압력센서에서 측정한 압력값이 연소실에서 측정된 압력값보다 다소 높은 특징을 보이고 있는데, 실제로 Kim[15]등의 연구에 의하면 높은 주파수 대역에서는 상대적으로 연소실의 압력진동이 연료-공기 혼합부의 압력진동보다 작게 나타남을 알 수 있었다.
- 바로 이전의 결과인 Longitudinal mode(n=1)와는 달리 공기공급라인에 위치한 압력센서에서 측정한 압력값이 연소실에서 측정된 압력값보다 다소 높은 특징을 보이고 있는데, 실제로 Kim[15]등의 연구에 의하면 높은 주파수 대역에서는 상대적으로 연소실의 압력진동이 연료-공기 혼합부의 압력진동보다 작게 나타남을 알 수 있었다. 하지만 이러한 연소 불안정 현상이 발생하면 공기공급부에서 발생하는 압력의 진동이 평균 압력에 비해서 약 10% 전후의 큰 값을 가지게 되는데, 이를 통해 2L mode의 연소불안정 현상이 공기공급부에서 발생하는 음향학적 압력장에 영향을 미치고, 공급되는 혼합기의 진동에 큰 영향을 주고 있음을 알 수 있다. 실험에서 해당 주파수 대역의 연소 불안정 현상이 발생하게 될 때에는 공급되는 공기의 진동으로 인한 당량비 변동이 음향파와의 상호작용을 통해 증폭되기 보다는 공기공급부의 압력진동이 상대적으로 강하여 이로 인해 발생하는 연소불안정으로 생각할 수 있다.
- 16의 스월러 효과가 없는 조건에서 실험적으로 얻은 연소불안정 주파수가 829 Hz로 나타나며, 이론식의 1-D 음향파로 계산한 연료-공기 혼합부의 공진주파수는 829 Hz, 연소실의 공진주파수는 827 Hz로 나타났다. 이는 나머지 실험조건에서도 동일하게 나타나고 있으며 연소실과 공기공급부의 온도조건에 따라 불안정 주파수가 약간은 낮아지지만 본 연구에서 얻은 동압의 모드와 위상차의 결과로 타당성을 증명하였다. 이는 당량비 조건이 반대로 형성되는 Fig.
- 본 연구에서는 모형 덤프 연소기에서 연료-공기 혼합부의 길이에 따라 연소실의 길이, 당량비, 혼합기의 속도 등을 변화시켜가면서 희박 예혼합 화염의 연소동특성에 관한 실험 결과를 소개 하였다. 혼합기 속도와 당량비는 화염의 응답 특성과 연소실의 평균온도 조건을 변화시켜 연소불안정 현상의 주요 변수임을 확인하였고, 스월효과가 없는 확산화염과 같은 조건에서는 어느 정도 스월효과가 발생하는 예혼합 화염 조건 보다 연소불안정 발생 시 높은 동압의 섭동값을 확인하였다. 또한 비교적 혼합기의 속도가 높은 구간에서 더 큰 연소불안정이 발생하는 것을 확인하였다.
- 혼합기 속도와 당량비는 화염의 응답 특성과 연소실의 평균온도 조건을 변화시켜 연소불안정 현상의 주요 변수임을 확인하였고, 스월효과가 없는 확산화염과 같은 조건에서는 어느 정도 스월효과가 발생하는 예혼합 화염 조건 보다 연소불안정 발생 시 높은 동압의 섭동값을 확인하였다. 또한 비교적 혼합기의 속도가 높은 구간에서 더 큰 연소불안정이 발생하는 것을 확인하였다. 본 실험에서는 두가지 서로 다른 mode의 강한 연소불안정 주파수가 관찰되었는데, 두 주파수 대역 모두 연소실에 위치한 동압 센서에 의해 측정된 진폭과 위상을 통해 연소실의 길이에 의해 발생하는 음향모드(Longitudinal mode, n=1, 2)와 관계가 있는 것으로 확인 하였다.
- 또한 비교적 혼합기의 속도가 높은 구간에서 더 큰 연소불안정이 발생하는 것을 확인하였다. 본 실험에서는 두가지 서로 다른 mode의 강한 연소불안정 주파수가 관찰되었는데, 두 주파수 대역 모두 연소실에 위치한 동압 센서에 의해 측정된 진폭과 위상을 통해 연소실의 길이에 의해 발생하는 음향모드(Longitudinal mode, n=1, 2)와 관계가 있는 것으로 확인 하였다. 연소불안정시 나타날 수 있는 음향모드의 밴드인 1L 및 2L mode 중에서 실제적으로 연소불 안정이 나타나는 특정 대역의 주파수가 존재하기 때문에 연소실내의 음향 주파수를 결정하게 되는 연소실의 온도(또는 당량비), 연소실 길이가 연소불안정 현상에 중요한 영향을 미친다는 것을 확인할 수 있었다.
- 본 실험에서는 두가지 서로 다른 mode의 강한 연소불안정 주파수가 관찰되었는데, 두 주파수 대역 모두 연소실에 위치한 동압 센서에 의해 측정된 진폭과 위상을 통해 연소실의 길이에 의해 발생하는 음향모드(Longitudinal mode, n=1, 2)와 관계가 있는 것으로 확인 하였다. 연소불안정시 나타날 수 있는 음향모드의 밴드인 1L 및 2L mode 중에서 실제적으로 연소불 안정이 나타나는 특정 대역의 주파수가 존재하기 때문에 연소실내의 음향 주파수를 결정하게 되는 연소실의 온도(또는 당량비), 연소실 길이가 연소불안정 현상에 중요한 영향을 미친다는 것을 확인할 수 있었다. 실험에서 관찰된 1L mode의 연소불안정 현상은 연소실의 길이방향 모드와 관련이 있으며, 이러한 연소불안정 현상은 열방출 섭동과 동기화되어 화염응답특성에 의해 발생하는 것으로 기존 가스터빈 연소불안정에 관한 연구들에서도 비슷한 현상을 확인할 수 있는 내용이며, 높은 불안정 주파수로 불안정 모드가 천이되는 연소불안정 현상의 경우에는 연소실의 길이방향 모드와 연료-공기 혼합부의 길이방향 모드의 결합을 통하여 발생되는 mode 인 것을 확인할 수 있었다.
- 실험에서 관찰된 1L mode의 연소불안정 현상은 연소실의 길이방향 모드와 관련이 있으며, 이러한 연소불안정 현상은 열방출 섭동과 동기화되어 화염응답특성에 의해 발생하는 것으로 기존 가스터빈 연소불안정에 관한 연구들에서도 비슷한 현상을 확인할 수 있는 내용이며, 높은 불안정 주파수로 불안정 모드가 천이되는 연소불안정 현상의 경우에는 연소실의 길이방향 모드와 연료-공기 혼합부의 길이방향 모드의 결합을 통하여 발생되는 mode 인 것을 확인할 수 있었다.
- 실험에서 관찰된 1L mode의 연소불안정 현상은 연소실의 길이방향 모드와 관련이 있으며, 이러한 연소불안정 현상은 열방출 섭동과 동기화되어 화염응답특성에 의해 발생하는 것으로 기존 가스터빈 연소불안정에 관한 연구들에서도 비슷한 현상을 확인할 수 있는 내용이며, 높은 불안정 주파수로 불안정 모드가 천이되는 연소불안정 현상의 경우에는 연소실의 길이방향 모드와 연료-공기 혼합부의 길이방향 모드의 결합을 통하여 발생되는 mode 인 것을 확인할 수 있었다. 혼합부와 연소실 2곳에서 longitudinal mode의 n=2에 해당하는 음향학적인 주파수의 영역이 서로 비슷하면 해당하는 주파수로 연소불안정 현상이 발생되었고, 또한 연소실의 압력 진동보다도 연료-공기 혼합부에서의 압력진동에 더 큰 영향을 받고 있는 것을 확인할 수 있었다. 이는 실제 가스터빈을 설계할 때 화염의 섭동에 의한 연소실의 최적 설계와 더불어 가스터빈의 주변부도 최적 설계가 필요하다는 것을 유추해볼 수 있고, 역으로 생각하여 연소불안정이 발생했을 때 주변기기를 통하여 불안정 모드도 제어가 가능하다는 것을 의미하는 결과이다.
- 혼합부와 연소실 2곳에서 longitudinal mode의 n=2에 해당하는 음향학적인 주파수의 영역이 서로 비슷하면 해당하는 주파수로 연소불안정 현상이 발생되었고, 또한 연소실의 압력 진동보다도 연료-공기 혼합부에서의 압력진동에 더 큰 영향을 받고 있는 것을 확인할 수 있었다. 이는 실제 가스터빈을 설계할 때 화염의 섭동에 의한 연소실의 최적 설계와 더불어 가스터빈의 주변부도 최적 설계가 필요하다는 것을 유추해볼 수 있고, 역으로 생각하여 연소불안정이 발생했을 때 주변기기를 통하여 불안정 모드도 제어가 가능하다는 것을 의미하는 결과이다.
- 또한 연소불안정이 강하게 나타나는 특정한 주파수 대역이 연소실의 형상이나 연료 분사 위치, 연료-공기 혼합 성능 등에 의해 결정되며 이러한 형태의 연소불안정 현상이 발생하면, 공기공급라인에서 발생하는 압력진동보다 연소실에서 압력진동이 더 강하게 나타나는 것을 확인할 수 있는데, 이를 통해 해당 실험에 사용된 연소기의 화염 응답 함수를 얻어내게 되면 혼합부의 길이조건에 따라 240 Hz 및 350 ∼ 400 Hz 대 역이 1L mode 부근에서 음향파에 의해 화염이 영향을 받는 최대 주파수 대역이 될 수 있음을 추측할 수 있다.
후속연구
- 향후 연구로는 자발광 측정 또는 레이저 광계측을 통하여 화염의 단층을 측정하고, 구조를 분석하여 1L과 2L mode의 불안정이 발생하는 화염을 서로 비교하고, 음향학적 경계 형성에 대한 특성을 추가적으로 분석할 예정이다.
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