모든 성능지표는 정상상태에서의 연료 저위발열량(LHV)을 기준으로 산정하였다. 암모니아와 수소의 저위발열량은 각각 18.6 MJ·kg^-1, 120 MJ·kg^-1를 적용하였다. 순 전력(E)은 블로워나 펌프 등의 모든 소모 동력과 인버터의 효율을 고려한 AC 전력을 의미한다.

화학적 에너지 유량은 다음과 같이 정의하였다.

여기서 m˙NH3는 공급되는 암모니아 질량유량, m˙H2는 전기 화학반응 이후 분리된 수소의 질량유량을 나타낸다.

전기효율과 수소 생산효율은 다음과 같이 정의된다.

이때 전력과 수소를 함께 고려한 총 효율은 다음과 같다.

스택 압력의 변화가 시스템에 미치는 영향을 평가하기 위하여 연료 이용률, 스택온도, 출구-입구 온도차, 전류밀도 등 다른 조건을 고정한 상태에서 압력을 2 bar에서 10 bar 범위로 변화시키며 해석을 수행하였다. 압력이 2 bar에서 10 bar로 증가함에 따라 SOFC 전력은 12.26 kW에서 13.26 kW로 약 8.2% 상승하였으며, 고압으로 갈수록 증가 폭이 점차 줄어드는 경향을 보였다(Fig. 3). 이러한 경향은 Nernst 전위의 로그 압력 의존성과 고압에서 농도 분극이 부분적으로 완화되는 효과를 반영한 결과로 해석된다.

Fig. 3. 
SOFC stack power at elevated pressure

반면, 캐소드 측 공기 블로워 동력은 압력이 상승할수록 급격히 증가하였다. 2 bar에서 10 bar로 상승 시 블로워 요구 동력은 2.86 kW에서 7.30 kW로 약 4.44 kW 증가하였으며(Fig. 4), 이는 스택 전력 증가분(+1.00 kW)을 크게 상회한다. 즉 압축부하만 고려할 경우 순전기 효율은 압력 상승과 함께 오히려 감소하는 경향을 나타내며(Fig. 5), 압력 상승에 따른 블로워 요구 동력 고려의 중요성을 보여준다.

Fig. 4. 
SOFC system blower demand at elevated pressure

Fig. 5. 
Electric efficiency at elevated pressure

수소 생산 측면에서는 가압의 이점이 뚜렷하게 나타났다. Fig. 6에 나타낸 바와 같이, 분리·배출되는 수소의 LHV 기준 효율은 압력이 2 bar에서 29.9%였던 것이 10 bar에서 40.1%까지 상승하여 약 10%p 향상되었다. 특히 2 bar에서 3 bar까지 +3.2%p, 3 bar에서 4 bar까지 +2.3%p와 같이 초기 압력 상승 구간에서 효율 증가 폭이 크고, 8 bar에서 9 bar까지는 +0.4%p로 점차 완만해지는 경향을 보였다. 이때 사용된 수소 효율은 암모니아의 화학적 전환율을 기반으로 하며, 전극 반응성이나 전압 손실 등 전기화학적 요인은 직접 포함하지 않는다. 다만 압력 상승으로 반응기체 분압과 Nernst 전위가 증가해 전기화학 반응이 촉진되면서 Φ_H2가 증가하였고, 이에 따라 η_H2가 간접적으로 향상된 것으로 해석된다. 한편 NH₃ ↔ 0.5N₂ + 1.5H₂ 반응은 열역학적으로 고압에서 불리하지만, SOFC의 작동온도인 고온 조건에서는 평형적 제약이 거의 사라져 암모니아의 분해가 거의 완결된 상태로 존재한다. Ristig 등의 열역학 해석 결과에 따르면¹¹⁾, 40 bar에서 700℃일 때 암모니아의 평형 몰분율은 10^-3 이하로 감소하여 거의 전량이 수소로 전환되는 것으로 나타난다. 따라서 본 연구에서 관찰된 효율 증가는 평형 이동 효과보다는 압력 상승에 따른 전기화학적 촉진 효과에 주로 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 6. 
Hydrogen efficiency at elevated pressure

추가적으로, 이 값들은 실제 분리된 수소의 저장 압축 과정에서의 고압 운전 이점(PSA 전단 압축 블로워 제거 등)을 포함하지 않은 것으로, 실제 수소 저장 시의 압축부하 감소 효과까지 고려하면 고압 운전의 장점은 이보다 더 커질 것으로 예상된다.

전력과 수소를 LHV 기준으로 함께 고려할 때, Fig. 7과 같이 압력 상승에 따른 성능 변화를 확인할 수 있다. 우선 총 효율(녹색 막대)은 2 bar에서 63.35% 였던 것이 3 bar에서 62.61%로 떨어진 뒤 압력이 올라갈수록 점진적으로 감소하여 10 bar에서 61.24%로 나타났다. 결과적으로 압력 상승은 전기 효율을 일정 부분 희생시키면서도 수소 생산 효율을 높이는 경향을 보이며, 총합 효율은 압력이 올라갈수록 완만히 감소하는 경향을 보였다. 이는 오프가스를 고려하지 않은 효율로 후단 가스의 활용까지 포함하면 압력 증가에 따른 시스템 효율은 달라질 수 있다.

Fig. 7. 
Effect of stack pressure on electrical, hydrogen, and total efficiency

Fig. 8은 이러한 조건에서 팽창기를 적용했을 때와 적용하지 않았을 때의 최종 효율 차이를 보여준다. 기본(파란 선) 시스템의 전기 효율 대비 팽창기(주황 선)를 적용했을　때의 전기 효율은 전 구간에서 5~7%p 높게 유지되며, 팽창기를 적용한 총합 효율은 6~7 bar 부근에서 최대값(68.9%)에 도달한 뒤 10 bar에서도 높은 수준(68.3%)을 유지한다. 위에 사용된 팽창기는 등엔트로피 효율 60%와 기계 효율 95%를 가정하였으며, 캐소드 측 고온·고압 배기가스를 팽창기에 통과시켜 기계적 일을 회수함으로써 블로워에서 발생하는 부하를 상쇄해 전기 효율 저하를 완화하는 효과를 확인할 수 있었다.

Fig. 8. 
Comparison of Stand-Alone and expander system efficiency under elevated pressure

또한 블로워 성능의 핵심 지표인 등엔트로피 효율에 따른 결과 민감도를 확인하기 위해 이를 0.75, 0.8, 0.85로 변화시키며 시스템 효율을 확인하였다(Fig. 9). 압력에 따른 효율의 전반적 경향은 세 경우 모두 유사하게 나타났으나, 블로워 효율이 높을수록 효율 향상의 폭이 커지고, 효율이 최대에 도달하는 압력 구간이 상이하게 나타나는 것을 확인할 수 있다. 예를 들어 등엔트로피 효율이 0.75인 조건에서는 5 bar부근에서 효율이 포화되는 반면, 0.85 조건에서는 7~8 bar까지 효율 상승이 지속되어 이후 완만한 포화 구간에 도달한다. 이는 블로워 성능이 실제 시스템 내 압력 의존적 부하 특성과 밀접하게 연계되어 있음을 의미하며, 블로워의 등엔트로피 효율에 따라 최적 운전 압력이 달라질 수 있음을 시사한다. 따라서 시스템 설계 및 최적화 시에는 실제 운전 조건별 블로워 성능 변화를 반영하는 접근이 필요하다.

Fig. 9. 
Effect of blower isentropic efficiency on overall system performance at various pressures

본 연구에서 제시된 수소 효율은 후단 저장·압축 시스템에서 기대되는 이점(고압 수소 공급에 따른 PSA 전단 블로워 제거 등)을 포함하지 않고, 스택 내부의 암모니아 분해반응과 유입 압력 상승에 따른 회수율 개선, 애노드 오프가스 조성 변화 등 공정 자체 효과만을 반영한 값이다. 따라서 실제 시스템에서는 후단 고압 가스 활용과 저장·압축까지 고려할 경우 압력 증가에 따른 순효율이 지금보다 더 크게 개선될 수 있으며, 전력과 수소 동시생산 성능을 향상시키는 고압 운전에 대한 잠재적 이점이 더욱 부각될 것으로 예상된다.