화염온도제어법을이용한확산화염의소화및점화특성검토 오창보 이의주 황철홍 * 부경대학교안전공학부 * 대전대학교소방방재학과 (2010. 9. 22. 접수 / 2011. 1. 19. 채택 ) An Investigation of the Extinction and Ignition Characteristics Using a Flame-Controlling Method Chang Bo Oh Eui Ju Lee Cheol Hong Hwang * Division of Safety Engineering, Pukyong National University * Department of Fire and Disaster Prevention, Daejeon University (Received September 22, 2010 / Accepted January 19, 2011) Abstract : Extinction and ignition characteristics of CH 4-air counterflow diffusion flame were numerically investigated using a Flame-Controlling Method(FCM). A skeletal reaction mechanism, which adopts 17 species and 58 reactions, was used in the simulation. The extinction and ignition conditions of the CH 4-air diffusion flames were investigated with varying the global strain rate. Upper and middle branches of S-curve for the peak temperature in the inverse of the global strain rate space were obtained with the FCM. The structures of diffusion flames in the upper and middle branches of S-curve were compared. It was found that the global strain rate was not correlated with the local strain rate well in the low global strain rate region. It is expected that the FCM is very useful to obtaining the extinction and ignition condition of diffusion flame, such as fires. Key Words : extinction, ignition, counterflow flame, diffusion flame, flame-controlling method, S-curve 1. 서론 * 화재는연료와산화제가반대방향에서확산과정을통해화염면으로유입, 혼합되어연소되는확산화염의전형적인특징을갖는다. 예혼합화염이고유물성치인연소속도를갖는것에반해확산화염은이론적으로당량비가 0 에서무한대까지의혼합특성을보이며, 특정한길이나속도스케일을갖지않기때문에해석에있어서도매우복잡한특성을가지고있다. 따라서이러한복잡한확산화염의특성을가지고있는화재의경우에는화염자체만보더라도해석이용이하지않은어려움이있다. 화재현상중에서우리의관심을끄는것들은매우다양하다. 이러한현상중에서화재의안전관리와직결되는물리, 화학적특성중의하나가바로점화과정과화재의소화특성이다. 화재에서보이는화염은화재가발생한구역의 To whom correspondence should be addressed. cboh@pknu.ac.kr 유동구조와도매우밀접한연관이있는데, 물리적으로는유동장의속도구배중에서화염면에접선방향성분 ( 화염신장률 ; Flame stretch) 이화염의특성에직접영향을주는인자가된다. 화재의소화특성도이화염신장률의직접적인영향을받게되어높은신장률을갖는화염은낮은스트레인율의화염보다더쉽게소화되는특징을보이게된다. 한편, 화재가시작되기위해서는가연물과산화제가미리혼합된상태, 또는혼합이진행중인혼합층 (Mixing layer) 에서고온의점화원에의해연쇄화학반응이개시되어야하는데이를점화과정이라고한다. 따라서화재의개시단계와소화과정을이해하고이를제어하기위해서는확산화염의점화및소화특성을검토하는것이매우중요하다. 점화특성을이해하기위한기존의연구들중에서는연료와산화제가미리완전히혼합되어있는상태 ( 예혼합상태 ) 에대해서검토한연구들이많지만 1-3) 확산화염이형성될경우와같이연료와산화제가아직충분히혼합되지않은상태에서점화되는조건에대해서도검토할필요가있다. 21
오창보, 이의주, 황철홍 연료와산화제가충분히혼합되지않은혼합층에서의점화특성에대해서는 1990 년대중반에이르러서야본격적으로연구가진행되기시작했다 4). 이들연구중에서큰관심을갖게하는것은혼합층에서의점화특성연구에대향류확산화염을이용하였다는점이다. 대향류확산화염은연료와산화제의유속을변화시키므로써화염신장률을쉽게변화되고, 결과적으로혼합층내부의연료와산화제의확산혼합정도를쉽게제어할수있는장점이있다. 또한, 연료류나산화제류의온도를다르게조절하여각각의온도에따른점화특성을볼수있는특징도가지고있다. 이들대향류혼합층에서의점화특성연구가더욱활발해진계기로는바로수치해석적으로점화특성을검토할수있는화염온도제어법 (Flame-Controlling Method) 의개발 5) 을들수있다. 점화과정은물리적으로비정상 (Unsteady) 적인과정이기때문에수치해석적으로검토하기위해서는비정상계산을수행하는것이당연하지만이화염온도제어법은정상상태수치계산을수행하지만확산화염의소화와점화특성을검토할수있는특이한특징을가지고있다. 본연구에서는화재의국소구조와유사한대향류확산화염의소화와점화특성검토를위해서화염온도제어법을적용한수치계산을수행하였다. 우선, 현단계에서는다양한연료와연소조건에대한직접적인검토에앞서화학반응기구가간단한 CH 4 연료에서기인한확산화염의소화및점화특성에대한검토를진행하여하여향후진행할연구의방향을설정하고자한다. 온도가충분히높더라도총괄스트레인율이높으면점화가되지않다가충분히총괄스트레인율이낮은 (B) 점에서점화되어최고온도는화염온도인 U.B. 의점으로도약을하게된다. 이때 (B) 점의온도는이연료와산화제의공급조건에서화염을형성시킬수있는최소점화온도가된다. 중간의점선으로표현된 M.B. 는실제로는구현시킬수없는가상의선으로서 M.B. 보다약간이라도온도가높으면 U.B. 로도약 ( 점화 ) 되어화염이형성되며 M.B. 보다약간이라도낮으면 L.B. 로떨어지게되어소화되게된다. 따라서 M.B. 는각총괄스트레인율에대한최소점화온도지시선으로이해될수있다. 반면에연료와산화제가상온과같이충분히높지않은상태로공급되는혼합층 ( 또는확산화염 ) 에서는 Fig. 2 와같은소화및점화특성을보이게된다. 이그림에서는 L.B. 는 Fig. 1 에서처럼 M.B. 와연결되어있지못하고떨어져있게된다. 이그림에서도소화점과소화특성은 Fig. 1 에서설명한바와동일하다. 또한, M.B. 는각총괄스트레인율조건에대한최소점화온도지시선을나타내는데, M.B. 가 L.B. 와떨어져있다는것은연료나산화제의온도가충분히낮을경우에는어떠한총괄스트레인율조건에서도연료와산화제의공급온도에서는점화시킬수없음을의미한다. 참고로대향류확산화염에서는연료와산화제의유속을무한정낮출수없기때문에 a g 값은임계값이하로떨어질수없으며이는곧 1/a g 값도특정값이상으로높일수없음을의미한다. 2. S- 곡선거동 유동장에영향을받는확산화염의소화및점화특성은 Fig. 1 에보이는 S- 곡선 을통해물리적으로잘이해할수있다 6). 그림에서총괄스트레인율 (Global strain rate; a g) 의역수또는 Damköhler 수 (Da) 에대해최고온도로표현되는 S- 곡선은 Upper Branch(U.B.), Middle Branch(M.B.) 와 Lower Branch (L.B.) 로구별된다. 우선 U.B. 를따라서관찰을해보면, 이선상에서는이미화염이형성된조건을의미하는데총괄스트레인율이충분히커지게되면 (A) 점에서화염은소화되어공급되는연료또는산화제의온도즉, 반응물의온도인 L.B. 로떨어지게된다. 이번에는 L.B. 를따라가보면반응물의 Fig. 1. Schematic of illustration of the dependence of the maximum temperature on the inverse of the global strain rate for diffusion flames for high-temperature reactants. 22 Journal of the KOSOS, Vol. 26, No. 1, 2011
화염온도제어법을이용한확산화염의소화및점화특성검토 와 TRANFIT 11) Package 로각각계산하였다. 확산화염을가장잘특징지울수있는변수인스트레인율은다음식 (1) 과같이정의되는총괄스트레인율 (Global strain rate; a g) 12) 을사용하였다. (1) 여기서, V f 와 V a 는각각연료류와공기류의속도이며, ρ f 와 ρ a 는각각연료류와공기류의밀도이다. Fig. 2. Schematic of illustration of the dependence of the maximum temperature on the inverse of the global strain rate for diffusion flames for low-temperature reactants. 3. 수치계산방법 3.1. 지배방정식및계산조건본연구에서는대향류확산화염의소화및점화특성을수치해석적으로검토하기위해 Nishioka 등이개발한코드 5) 를사용하였다. 계산에사용된지배방정식은 Kee 등이유도한정상상태의연속방정식, 반경방향운동량보존식, 화학종보존식, 에너지보존식과상태방정식이다 7). 지배방정식과경계조건에대해서는참고문헌 8) 을참조하기바란다. 수치계산은수정된 Newton법을이용하여초기의가정값을이용하여반복계산을통해해를얻게된다. 같은대향류화염에대한계산일지라도화염온도제어법의계산방법이단순하지않다. 따라서본연구에서는본계산법의타당성을검토하는측면에서수행된것으로서초기연구임을고려하여비교적간단한탄화수소인 CH 4 을연료로사용하였으며화학반응기구도 17개화학종 (CH 4, CH 3, CH 2, CH, CH 2O, HCO, CO 2, CO, H 2, H, O, OH, HO 2, H 2O 2, H 2O, O 2, N 2) 과 58개소반응으로구성된 skeletal 반응기구 9) 를사용하였다. 대향류화염을형성시키기위한연료와공기노즐간의간격 (L) 은 1.5 cm로하였다. 연료류는순수한 CH 4, 공기류는 O 2 와 N 2 기 0.21 : 0.79의부피비를갖도록하였으며연료와공기류의공급온도는 300 K으로하였다. 화염온도제어법을시작할때필요한초기대향류확산화염구조데이터는 OPPDIF 코드 8) 를통하여얻어진결과를이용하였다. 계산시열역학적물성치와전달물성치는 CHEMKIN- II 10) 3.2. 화염온도제어법 본연구에서사용한화염온도제어법은스트레인율변화에대한화염최고온도변화를 S- 곡선형태로얻을수있는유용한방법이다. 기존에도 S- 곡선을얻을수있는 Arc Length 법이나연속계산법등이있었지만이화염온도제어법은사용이비교적간단하고, 확산화염뿐만아니라예혼합화염의소화및점화특성검토에많이이용되어방법론적으로검증이된상태이다 5). 화염온도제어법은두가지구체적인방법으로구성되어있다. 첫번째는 1 점화염온도제어법 (1- point flame controlling method) 이고두번째는 2 점화염온도제어법 (2-point flame-controlling method) 이다. Fig. 3 에도시된화염온도분포를이용하여이두가지방법으로 S- 곡선을얻는방법을설명하고자한다. 우선실선으로표시된낮은스트레인율의화염을얻은후화염대의온도구배가큰적당한위치를한곳 (x=0.75 cm) 선택하여그곳의온도를 (A) 에서 (A') 으로낮추어지정한후공기류의유속만을경계조건으로주게되면점선으로표시된 Fig. 3. Schematic of 1-point and 2-point flame- controlling method for diffusion flame. 한국안전학회지, 제 26 권제 1 호, 2011 년 23
오창보, 이의주, 황철홍 화염을찾아내게된다. 이화염은실선으로표시된화염보다얇기때문에스트레인율은증가한조건이된다. 이경우특정위치에서의화염온도를지정했기때문에이조건은하나의경계조건이되며기존의연료류유속에대한경계조건은생략하여야해를얻을수있다. 이러한방법을 1 점화염온도제어법이라고하며, 화염온도최고점을기준으로양측의적당한위치 (x=0.75 cm, 0.81 cm) 와그곳에서의온도를지정하여그조건에부합한화염구조를얻는경우를 2 점화염온도제어법이라고한다. 소염점근처에서는 1 점화염온도제어법으로는해를얻기힘든경우가생기기때문에본연구에서는소염점근처에서는 2 점화염온도제어법을사용하였고그이후의조건에서는 1 점화염온도제어법을사용하였다. 4. 결과및고찰 Fig. 4 는 Fig. 2 에서보았던그림과유사한것으로서 CH 4- 공기확산화염에대한 S- 곡선중의일부를나타낸다. 이미알고있는바와같이초기연료와공기의유입온도는 300 K 로서상온근처이기때문에정확한 S- 곡선거동은보이지않는것을알수있다. 초기에 a g=25(1/s) 의화염에서스트레인율 (a g) 을점차증가시키면 a g=455.3(1/s) 에서소염이발생하게되며, 이때화염온도는 1,764 K 이다. 통상적으로이러한소화점을 S- 곡선의높은스트레인율조건에서의전환점 (Turning Point; T.P.) 라고칭한다. 그림에서보이는결과에따르면 a g 가 455.3(1/s) 보다큰조건에서는 CH 4- 공기확산화염이형성될수없고항상소화됨을알수있다. 그림에서점선으로표시한 M.B. 는화염온도제어법과같은특별한수치해석기법을통하지않고서는정상상태수치계산을통해서는얻을수없는해이다. 본수치계산을통해얻어진 M.B. 는다양한스트레인율조건에서의연료와공기확산혼합층에서의점화온도에대한매우유익한정보를제공할수있다. 이미알고있는사항이지만실제유동장의확산화염점화온도는유동장의조건 ( 스트레인율 ) 에매우밀접하게연관되어있음을알수있다. 참고로, M.B. 의값은화학반응기구에따라약간의차이를보일수도있는데, 이는향후별도의반응기구를이용한추가적인수치계산과실험과의비교를통해검증할예정이다. Fig. 4. Response of the maximum temperature to the inverse of the global strain rate. Fig. 5 에는 Fig. 4 에서얻어진 U.B. 와 M.B. 상에서의화염구조를검토하기위해 Fig. 4 에표시된점들에대한화염온도분포를도시하였다. (A) 와 (G), (B) 와 (F) 및 (C) 와 (E) 점들은총괄스트레인율은서로비슷하면서도 U.B. 상에있는실제존재하는화염과 M.B. 상에위치하는실제로존재하지않는수치계산으로만존재하는가상의화염을보여주는위치이다. (A) 위치의화염에서점차스트레인율이증가하게되면화염온도는줄어들고화염두께는점차얇아지게되어 (D) 의화염구조에서소염되게된다. 이후특정위치의온도를고정하는화염온도제어법을적용할경우점선으로표시되는 M.B. 상의가상의화염구조를얻게된다. 이가상의화염구조는총괄스트레인율이다시점차작아지게되면화염두께는증가하지만화염온도는여전히감소하는특이한거동을보이게된다. Fig. 5. Response of the temperature distribution of diffusion flame to the inverse of the global strain rate. 24 Journal of the KOSOS, Vol. 26, No. 1, 2011
화염온도제어법을이용한확산화염의소화및점화특성검토 Fig. 6(a) 와 (b) 에는 a g=50(1/s) 로동일하지만 U.B. 에있는실제존재하는화염과 M.B. 에있는가상의화염구조를비교도시하였다. 그림에서화염온도분포는각각최고온도가 1.0 되도록무차원화시킨후화염면을이동시켜일치시킨결과이며, 축방향유속 (u) 은원래의데이터를그대로도시한것이다. 실제확산화염에서는스트레인율이동일한조건일경우화염온도와두께가거의유사한특징을보이지만그림의결과에서는 M.B. 에존재하는화염은 U.B. 에존재하는화염보다상대적인두께가얇게나타나고있음을알수있다. 또한, 전체적인유속분포도크게차이가나고있음을알수있다. Fig. 6(a) 의그림은총괄스트레인율 (a g) 이동일한두조건에대한화염구조를보여주고있지만실제로확산화염에서중요한스트레인율은화염면이나열확산층의산화제측에서정의되는국소 (Local) 스트레인율이다 12). 따라서이두화염의국소스트레인율 (a L) 을 Fig. 6(b) 에도시하였다. 그림에서심볼로표시된위치인열확산층의산화제측국소스트에 인율은 35.6 과 37.6(1/s) 으로비슷하지만, 화염온도최고인위치 ( 화염면 ) 에서 U.B. 와 M.B. 의화염에대해얻어진국소스트레인율값은각각 73.4 와 56.2 (1/s) 로서차이를보인다. 이는 U.B. 의값을기준으로볼때 23% 정도의차이를보이는것으로서, 총괄스트레인율은동일하지만화염면의국소스트레인율은비교적큰차이를보이는것을알수있다. 즉, Fig. 6 의결과로부터낮은총괄스트레인율조건에있는 U.B. 의화염과 M.B. 의화염은서로총괄스트레인율값은같지만화염면의국소스트레인율값과화염두께에는큰차이를보이게됨을알수있다. Fig. 7(a) 와 (b) 에는 a g=375(1/s) 인 U.B. 의화염과 M.B. 의화염구조를비교도시하였다. Fig. 6 의낮은총괄스트레인율의화염과는달리높은총괄스트레인율조건에서는 U.B. 의화염과 M.B. 의화염면에서얻어진국소스트레인율값이각각 455 와 443(1/s) 으로많이유사함을알수있다. 또한, 전체적인유속분포나 Fig. 7(b) 에서보이는열확산층 (a) Temperature and axial velocity distributions (a) Temperature and axial velocity distributions (b) local strain rate distribution Fig. 6. Comparison of the structures of diffusion flames at a g=50 (1/s) on the upper and middle branches. (b) local strain rate distribution Fig. 7. Comparison of the structures of diffusion flames at a g=375 (1/s) on the upper and middle branches. 한국안전학회지, 제 26 권제 1 호, 2011 년 25
오창보, 이의주, 황철홍 의산화제측위치에서의국소스트레인율값들도각각 349 와 347(1/s) 로서거의동일한것을알수있다. 이러한결과들을볼때유속이높은조건에서는총괄스트레인율이국소스트레인율을충분히대표할수있지만낮은유속조건을포함한모든유동조건에대해서국소스트레인율을충분히대표할수있을지에대해서는추가적인검토가필요할것으로보인다. 4. 결론 본연구에서는 CH 4- 공기대향류확산화염을대상으로정상상태계산으로도소화와점화조건을얻을수있는화염온도제어법을적용한수치계산을수행하였다. 수치계산결과를통해통상적으로잘알려진확산화염의 S- 곡선의거동을확인할수있었으며상온으로공급되는 CH 4- 공기확산화염의소화조건과점화조건에대한정보를얻을수있었다. 확산화염의점화온도는총괄스트레인율조건에따라서달라지게되며, 총괄스트레인율조건이커질수록점화온도도증가하는것을확인할수있었다. 또한, S- 곡선상에서실제존재할수있는 Upper Branch 의확산화염과 Middle Branch 의확산화염비교를통하여총괄스트레인율은유속이높은조건에서는국소스트레인율은잘대표하지만유속이낮은조건에서는국소스트레인율을잘대표하지못하는것을확인할수있었다. 본연구에사용하였던화염온도제어법은다양한유동장에서연료와공기가혼합되는상태의점화특성을수치적으로검토하는데매우유익할것으로보인다. 감사의글 : 이논문은 2010 년정부 ( 교육과학기술부 ) 의재원으로한국연구재단의기초연구사업지원을받아수행된것임 ( 과제번호 : 2010-0012480). 참고문헌 1) F. A. Williams, Detailed and Reduced Chemistry for Hydrogen Auto-ignition, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, Vol. 21, pp. 131~135, 2008. 2) 이의주, 오창보, 수소 / 공기 /HFP 혼합기의화학반 응및점화지연특성, 한국안전학회지, Vol. 25, No. 1, pp. 17~21. 2010. 3) G. D. Alamo, F. A. Williams and A. L. Sanchez, Hydrogen-Oxygen Induction Times above Crossover Temperatures, Combustion Science and Technology, Vol. 176. pp. 1599~1626, 2004. 4) T. G. Kreutz and C. K. Law, Ignition in Nonpremixed Counterflowing Hydrogen versus Heated Air: Computational Study with Detailed Chemistry, Combustion and Flame, Vol. 104, pp. 157~175, 1996. 5) M. Nishioka, C. K. Law and T. Takeno, A Flame- Controlling Continuation Method for Generating S- Curve Responses with Detailed Chemistry, Combustion and Flame, Vol. 104, pp. 328~342, 1996. 6) F. A. Willams, Combustion Theory, 2nd Eds. Addison-Wesley Publishing Company, 1985. 7) R. J. Kee, J. A. Miller and G. H. Evans, A Computational Model of the Structure and Extinction of Strained, Opposed Flow, Premixed Methane-Air Flames, Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 22, pp. 1479~1494, 1988. 8) A. E. Jutz, R. J. Kee, J. F. Grcar and F. M. Rupley, OPPDIF : A Fortran Program for Computing Opposed-Flow Diffusion Flames, Sandia Report, SAND96-8243, 1997. 9) R. J. Kee, J. F. Grcar, M. D. Smooke and J. A. Miller, A Fortran Program for Modeling Steady Laminar One-Dimensional Premixed Flames, Sandia Report, SAND85-8240, pp. 47, 1985. 10) R. J. Kee, F. M. Rupley and J. A. Miller, Chemkin-II : A Fortran Chemical Kinetic Package for the Analysis of Gas Phase Chemical Kinetics, Sandia Report, SAND89-8009B, 1989. 11) R. J. Kee, G, Dixon-Lewis, J. Warnatz, M. E. Coltrin and J. A. Miller, A Fortran Computer Code Package for the Evaluation of Gas-Phase Multicomponent Transport Properties, Sandia Report, SAND86-8246, 1986. 12) H. K. Chelliah, C. K. Law, T. Ueda, M. D. Smooke, F. A. Williams, An Experimental and Theoretical Investigation of the Dilution, Pressure and Flow-Field Effects on the Extinction Condition of Methane-Air- Nitrogen Diffusion Flames, Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 23, pp. 503~511, 1990. 26 Journal of the KOSOS, Vol. 26, No. 1, 2011