Research Article

Journal of The Korean Society Combustion. 30 June 2019. 41-50
https://doi.org/10.15231/jksc.2019.24.2.041

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 연료 특성 분석

  •   2.1. 대상 연료 선정 및 성분 분석

  •   2.2. 연료 미분성 측정 결과

  • 3. 파일롯 규모 기포유동층 연소 특성

  •   3.1. 층 물질 선정

  •   3.2. 실험 장치의 구성

  •   3.3. 실험 조건

  •   3.4. 실험 결과

  • 4. 결 론

1. 서 론

최근 전 세계적인 에너지 수요 증가로 인해 전통적인 에너지원으로 사용되던 화석 연료의 수요와 더불어 대체 에너지로서 바이오매스의 수요도 증가하고 있다. 특히 대체 에너지로서 폐기물 및 바이오매스는 저렴한 비용으로 에너지를 공급할 수 있고, 온실가스 감축 의무를 만족할 수 있는 유용한 에너지원이다. 이와 함께 하수종말처리장에서 발생하는 하수 슬러지 발생량이 매년 증가하는 추세이고, 런던협약으로 인해 2012년부터 하수 슬러지의 해양 투기가 금지되어 하수 슬러지를 연료화하여 에너지원으로 사용하기 위한 움직임이 늘어나고 있다[1],[2],[3],[4],[5]. 하지만 하수 슬러지는 높은 질소와 황 함량을 가지고 있어 다른 화석 연료에 비해 높은 농도의 질소산화물과 황산화물이 배출되는 특성을 가지고 있고, 높은 회분 함량으로 인하여 로 내 연소 장애 현상들이 일어날 가능성이 높은 특성을 가지고 있다.

유동층 연소기는 층 물질의 유동화로 인하여 미분탄 연소기에 비해 상대적으로 열전달이 증가하며, 연료의 크기나 구성 성분에 대한 제약이 적다. 따라서 유동층 반응기에서 하수 슬러지와 같은 바이오매스, 폐자원 그리고 하수 슬러지와 같은 에너지원을 활용하는 많은 연구가 진행되고 있다[6],[7],[8],[9],[10]. 하수 슬러지의 연료로서 활용하기 위해 연소성을 평가하기 위한 M. Otero et al.[11],[12]과 M. Belen Folgueras et al.[13]은 열중량 분석을 이용하여 석탄과 비교 분석 하였다. 또한 Amand and Leckner는 하수 슬러지와 석탄 및 목질계 바이오매스의 혼소시 NO와 NO2 저감에 대한 연구를 수행하였고[14], 석탄과 우드 펠렛 혼소 시 생성되는 회분 내 금속 성분에 대한 연구[15]를 진행하였다. 또한 높은 질소 함량으로 인한 N2O의 발생을 억제하기 위하여 연소 온도 상승, 산소 농도 저하, 그리고 가압 유동층 연소 등이 연구되고 있다[3].

본 연구는 아역청탄과 열풍 건조 방식과 수열탄화 공정으로 생산된 두 종류의 하수 슬러지 고형 연료를 선정하여, 성분 분석과 분쇄도 분석을 통해 연료의 기초 특성을 파악하였다. 또한 100 kWth 급 파일럿 규모의 기포 유동층 연소 시스템을 이용하여 석탄과 하수 슬러지 고형 연료의 혼소 시 연소 특성을 파악하기 위하여 수행되었다. 유동층 반응기 내부의 온도 및 압력을 측정하였고, 연소 가스 성분 측정과 비산 회분의 원소 분석을 통해 연소성을 평가하고자 하였다.

2. 연료 특성 분석

2.1. 대상 연료 선정 및 성분 분석

본 연구의 핵심은 발전분야에서 대표적으로 사용되는 바이오매스인 우드펠렛 이외에 국내에서 생산되는 기타 바이오매스와의 혼소에 대한 특성을 분석하는 것에 초점을 두고 있다. 이를 위해 본 연구에 적용된 하수 슬러지 고형연료는 두 가지의 건조 공정과정에 의해 생산된 연료가 선정되었다. 하나는 통상적으로 사용되는 열풍 건조 방식의 하수 슬러지 고형연료(Dried Sewage Sludge, DSS)와 수열탄화 방식의 하수 슬러지 고형연료(Hydrothermal Carbonization Sewage Sludge, HTCSS)가 이에 해당하며, 두 연료 모두 상용급 설비에서 생산된 연료를 기준으로 선정하였다. 수열탄화 공정은 원료 내 수분 제거를 위한 에너지 소모량을 줄일 수 있어, 수분이 많은 바이오매스 연료의 고품질화를 위한 효과적인 방법으로 고려되고 있다[16],[17],[18]. 또한 발전분야에서 실제로 사용되고 있는 아역청탄(Coal)과의 혼소 시 연소 특성을 분석하였다.

고체연료에 포함되어 있는 가연분, 수분, 회분의 비율은 연료의 연소 특성 및 생성되는 배가스의 조성에 큰 영향을 미친다. 실험에 적용된 하수 슬러지 고형연료 및 혼소 연료의 성분 분석을 위하여 공업 분석 및 원소 분석, 발열량 분석을 수행하였다. 원소 분석 및 공업 분석, 그리고 발열량 분석은 각각 ASTM E 1915-97, ASTM D 7582-15, KS E 3707 기준으로 수행되었다. Table 1은 Coal, HTCSS 및 DSS의 성분 분석 결과를 나타낸 것이다.

Table 1. Ultimate, proximate and heating value analysis results of tested fuels

Fuel Coal HTCSS DSS
Proximate Analysis (wt.%, as received)
Mois. 9.1 5.3 10.5
VM 43.1 60.7 52.9
FC 42.7 12.7 3.5
Ash 5.1 21.3 33.0
Fuel ratio (FC/VM) 0.99 0.21 0.07
Ultimate Analysis (wt.%, dry ash free)
C 76.3 64.8 45.8
H 5.0 8.0 8.2
N 1.7 6.3 7.2
S 1.5 1.0 1.9
O 15.5 19.9 36.9
H/C 0.78 1.48 2.14
O/C 0.15 0.23 0.60
Heating Value (kcal/kg)
HHV 6,136 5,190 3,788
LHV 5,850 4,830 3,380

Table 1의 분석 결과에서 혼소 연료 기준탄으로 적용된 Coal은 회분 및 황 함량이 각각 5.1%, 1.5%로 발전용 유연탄 중 높은 편에 해당하며, 발열량은 고위발열량 기준 6,100 kcal/kg 이상으로 고열량탄에 속한다고 볼 수 있다. HTCSS의 경우, Coal과 비교하여 휘발분이 약 20% 가량 높고 고정 탄소는 약 30% 가량 낮으며, 회분 함량은 20% 이상으로 본 연구에 활용되었던 석탄 중 회분 함량이 높은 편인 IN에 비해서도 상당히 높은 것을 확인할 수 있다. 또한 발열량은 고위 발열량 기준 5,190 kcal/kg으로 바이오매스 계통 고형연료 중에서도 상당히 높은 편이다. DSS는 휘발분 및 고정 탄소 모두 HTCSS 보다 낮고 회분 함량은 더 높았으며 3,380 kcal/kg의 낮은 발열량을 갖는 것으로 확인하였다.

원소 분석 결과, HTCSS의 N과 S의 성분이 DSS 보다 0.9% 낮은 수치를 보였다. 이는 수열탄화 공정에서 연료 내 결합수 형태로 존재하던 수분이 제거되면서, 결합수에 포함되어 있던 유기성 세포 내 일부 N과 S가 함께 제거되는 효과로 인한 것으로 판단된다. 또한 각 연료의 Fuel ratio는 Coal의 경우 약 1 정도로 아역청탄 중에서도 낮은 편이나, HTCSS의 0.2 수준과 비교하면 확연한 연료 특성 차이를 보인다. 하수 슬러지 고형연료 중에서는 수열탄화 공정으로 생산된 HTCSS가 일반 건조 방식으로 생산된 DSS의 0.07 수준에 비해 상당히 개선된 결과를 보였다. 원자비를 기준으로 계산된 H/C 및 O/C ratio 역시 연료의 특성 확인과 관련하여 널리 사용되는 지표로서, 탄소 함량이 높고 휘발분이 적은 석탄은 대체로 낮은 H/C 및 O/C ratio를 보이며 갈탄 및 바이오매스로 갈수록 그 비율이 증가하는 경향을 보인다. Coal은 전형적인 석탄에 해당하는 H/C 및 O/C ratio를 보이는 것을 확인되고, HTCSS는 수열탄화 공정으로 휘발분이 감소하고 탄소 함량이 증가하여, H/C 및 O/C ratio가 감소하였고, DSS 대비 향상된 연료 특성을 가지고 있다. Fig. 1은 사용된 연료들의 H/C 및 O/C ratio를 기반으로 Van Krevelen Diagram 형태로 비교 분석한 결과이다. 그래프 내 오른쪽 위에 존재하는 영역은 일반적인 바이오매스를 나타내는 영역이고, 원점과 가장 가까이 있는 영역은 무연탄을 나타낸다. DSS는 바이오매스보다 높은 H/C ratio를 가지는 영역에 존재하지만, HTCSS는 고정 탄소수 증가로 인하여 더 낮은 H/C와 O/C ratio를 보이며 석탄의 영역과 가까워진 것을 확인할 수 있다. 따라서 수열 탄화 공정을 통해 하수 슬러지의 연료 특성이 개선되었다고 할 수 있다.

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Fig. 1.

Van Krevelen diagram of tested fuels.

2.2. 연료 미분성 측정 결과

미분된 연료를 사용하는 대부분의 화력 발전 특성상, 연료의 미분성은 발전 효율에 영향을 미치는 중요한 인자 중 하나이다. 투입된 연료의 미분성에 따라 미분기의 소요 동력이 변화하고, 특히 바이오매스의 경우 석탄과는 다른 원료 특성으로 인해 미분도 관련 특성 확인이 필요하다.

본 연구에서는 석탄 분쇄 지수(Hardgrove Grindability Index, HGI)를 이용하여 적용된 연료들의 미분성을 측정하였다. 측정은 HGI tester (CKIC 5E-HA60×50, China)를 이용하여 ASTM D 409 기준으로 수행되었고, Table 2에 그 결과를 나타내었다.

Table 2. Hardgrove Grindability Index of tested fuels

Fuel md (g) HGI
Coal 5.36 48
HTCSS 2.82 66
DSS 7.89 26

$$HGI=a\times m_d+b$$ (1)

HGI는 식 (1)을 통해 계산되고, 일정한 값의 HGI를 가지고 있는 표준 물질을 통해 a, b의 값을 결정한다. 표준 물질을 이용하여 얻은 a, b의 값은 각각 7.89, 4.40이고, Table 2에서 각 시료 50g 중 75 µm 이하로 분쇄된 무게(md)를 통해 HGI를 도출하였다. 일반적으로 석탄의 HGI는 30~100 범위에서 분포한다. 세부적으로는 아역청탄의 경우 50 이하, 역청탄의 경우 50~60, 무연탄의 경우 80 이상의 값을 가지며, HGI가 높을수록 미분도가 좋음을 의미한다. 측정 결과, 일반적인 열풍 건조 방식으로 생산된 DSS의 미분도는 26으로 상당히 낮은 반면, 수열탄화 공정을 통해 생산된 HTCSS는 66으로 역청탄 수준으로 개선된 수치를 보였다. 이는 아역청탄인 Coal의 48보다도 높은 수치로, 수열탄화 과정을 거치며 N과 S가 감소하는 연료 성분 변화와 더불어 결합수 제거로 인해 HTCSS가 소수성 성질이 강해지며 수분 재흡착 특성에 긍정적인 영향을 미친 것으로 판단된다. 이에 따라 연료의 미분성도 함께 개선되는 효과가 있는 것으로 판단된다.

3. 파일롯 규모 기포유동층 연소 특성

3.1. 층 물질 선정

본 실험에 사용된 층 물질의 특성을 Table 3에 나타내었다. 입도 분포를 기반으로 계산된 층 물질의 평균 입도는 460 µm이고, 전용적 밀도와 공극을 통해 계산된 입자 밀도는 2,800 kg/m3이다. 또한 층 물질의 구형도는 입자 밀도와 평균입도를 기반으로 0.62인 land sand로 가정하였고, Geldart B의 범주에 해당한다.

Table 3. Specification of the fluidizing media

Property Symbol Unit Value
Mean diameter dp 𝜇m 390
Particle density ps kg/m3 2,800
Bulk density pb kg/m3 1,400
Sphericity Φ - 0.62
Classification - - Geldart B

실험 조건에서 반응기 내 층 물질의 최소 유동화 속도는 냉간 상태에서의 별도 실험을 통해 약 0.305 m/s로 확인되었다. 실험 시 반응기 내 평균 가스 유속은 800℃ 기준 목표 유동화 수 4로 설정하였고, 이에 해당하는 산화제인 공기 유량은 2,400 L/min 이다.

3.2. 실험 장치의 구성

본 실험에 사용된 100 kWth 급 파일럿 규모 기포 유동층 반응기의 구성을 Fig. 2에 나타내었다. 유동층 반응기는 내부 직경 400 mm, 높이 4,300 mm의 원통형 구조이며, 반응기의 간략한 정보를 Table 4에 나타내었다.

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Fig. 2.

Schematic diagram of the BFB system.

Table 4. Specification of the BFB reactor

Parameter Unit Value
Type - Bubbling fluidized bed (cylindrical)
Operating temperature < 900
Diameter mm 400
Height mm 4,300

반응기의 초기 예열을 위해 분산판 하부에 예열기를 설치하여 반응기를 예열하였으며, 충분히 예열되고 난 뒤에는 반응기 하부의 분산판을 통해 공기를 투입하였다. 본 기포 유동층 반응기에 적용된 층 물질의 특성 상, 반응기 내부의 최대 온도는 900℃가 초과되지 않게 운전하였다. 예열기의 온도와 압력을 측정하기 위해 예열기 내부에 K-type 온도 센서(Tpre)와 압력센서(Ppre)를 설치하였다. 또한 반응기 내부 벽면에는 K-type 열전대(T1~T7)와 압력 센서(P1~P7)를 각각 높이 400, 700, 1,000, 1,500, 1,900, 2,500, 3,000 mm에 총 7개를 설치하여 높이 별 온도와 압력을 측정하였다. 연료 투입은 1차 피더와 2차 피더를 이용하였으며, 1차 피더는 더블 스크류 타입으로 석탄을 투입할 때 사용되었으며, 2차 피더는 싱글 스크류 타입으로 DSS와 HTCSS를 투입할 때 사용되었다. 반응기의 연료 투입구는 1차 피더와 2차 피더 모두 동일하며, 혼소율의 조절을 위하여 연료마다 다른 피더를 사용하였다. 피더로 투입되는 연료는 체를 이용하여 모두 2~5 mm 크기로 투입되었다.

반응기의 후단에는 연소 후 생성된 회분과 비산된 층 물질의 포집을 위해 2개의 사이클론을 설치하였고, 그 후단에서 I.D. fan을 사용하여 연소로 내 압력을 조절하였고, 모든 실험 조건에서 일정한 압력을 유지할 수 있게 I.D. fan의 출력을 조절하였다. 또한, 반응기에 투입된 연료가 연소 후 생성되는 비산 회분의 포집을 위해 1차 사이클론 벽면에 소결 망 필터, 콜드 트랩, 그리고 진공 펌프로 구성된 회분 포집 시스템을 구성하였다. 비산 회분 포집 시스템은 진공 펌프를 통해 소결 망 필터로 비산 회분이 유입될 수 있게 유동을 형성하였으며, 고온의 유체와 분진으로 인해 발생할 수 있는 진공 펌프의 오작동을 방지하기 위하여 진공 펌프 전단에 콜드 트랩을 연결하여 가스 냉각 및 잔여 분진을 제거 하였다. 최종적으로 반응기에서 생성된 연소 가스는 2개의 사이클론을 거쳐 Stack에서 샘플링하여 가스 분석기(TESTO 350K, Germany)로 분석하였다.

3.3. 실험 조건

본 파일럿 규모 기포 유동층 연소 시스템은 최대 열량 100 kWth 수준까지 투입 가능한 시스템으로, 연소 시스템에 가해지는 부하나 층 물질의 응집 현상을 고려하여 모든 조건에서 72 kWth 수준의 열량을 투입하였다.

Table 5. Experimental condition

Case Thermal input Feeding rate
Coal Sludge
C100 72 kWth 174.0 -
C98H2 170.5 4.2
C95H5 165.2 10.5
C90H10 156.5 21.1
C98D2 170.5 6.0
C95D5 165.2 15.1
C90D10 156.5 30.1

Coal만 투입한 C100 조건을 기준으로, HTCSS와 DSS를 열량 기준으로 각각 2, 5, 10% 혼소하여 달라지는 연소 특성을 파악하고자 하였다. 조건의 이름에서 C는 Coal, H는 HTCSS, 그리고 D는 DSS를 뜻하고, 뒤의 숫자는 전체 열량에서 차지하는 비율을 의미한다. 또한 모든 조건에서 산화제인 공기의 유량을 2,400 L/min으로 설정하여, 반응기 내 층 물질의 유동화 상태를 일정하게 하였다.

3.4. 실험 결과

3.4.1. 반응기 온도 및 압력 분포

Coal과 하수슬러지 고형연료의 유동층 반응기 연소 실험 결과를 Figs. 3, 4, 그리고 Table 6에 나타내었다. 층 물질의 응집 현상을 방지하기 위하여 반응기의 온도는 최대 약 900℃ 수준을 유지하도록 제어하였고, 모든 측정 데이터는 반응기 안정화 후 약 30분의 측정 데이터를 시간 평균한 값이다.

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Fig. 3.

Temperature distribution in the reactor of Coal and HTCSS co-combustion case.

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Fig. 4.

Temperature distribution in the reactor of Coal and DSS co-combustion case.

Table 6. Pressure distribution in the reactor (mmH2O)

Point C100 C98H2 C95H5 C90H10 C98D2 C95D5 C90D10
P1 343.4 344.2 341.3 341.2 243.0 262.1 273.8
P2 115.0 118.7 117.2 124.1 73.7 84.3 88.5
P3 24.4 20.1 22.1 29.3 12.8 18.1 17.8
P4 13.0 6.9 10.4 20.6 8.2 13.7 14.1
P5 5.9 5.2 12.3 13.6 -1.9 3.9 4.5
P6 5.7 3.9 11.5 13.0 -6.5 -0.5 0.9
P7 7.9 7.2 15.4 18.1 -2.8 3.1 5.0
P8 7.4 4.6 9.2 10.0 -5.8 -0.5 1.4
△P=P1-P8 336 339.6 332.1 331.2 248.8 262.6 272.4

Fig. 3은 Coal을 투입한 C100과 HTCSS를 혼소한 C98H2, C95H5, 그리고 C90H10의 반응기 내 온도 분포를 나타낸 그래프이다. T1~T3에서 850~900℃ 범위의 비교적 일정한 온도 분포를 보이고 있고, T4부터 온도가 하강하는 것을 확인할 수 있다. 이를 통해 실제로 유동사가 유동화 되는 베드 층이 T1~T3에 분포한다는 것을 알 수 있다. 또한 베드 층에서 혼소율이 높아질수록 온도가 낮아지는 것을 볼 수 있는데, 이는 연료 특성에 대한 차이로 판단된다. Coal은 하수 슬러지에 비해 고정 탄소 비율이 높고 휘발분의 비율이 낮다. 따라서 입자 밀도가 높은 석탄 입자들이 기포 유동층 내에 투입되면, 유동이 진행되는 베드 층 내에 머물며 휘발분과 촤 연소가 진행되며 베드 층의 상대적으로 높은 온도에 영향을 미쳤을 것으로 판단된다. HTCSS의 경우, 석탄에 비해 입자 밀도가 낮고, 높은 휘발분 함량으로 인해 Coal에 비해 상대적으로 높은 위치인 freeboard 영역에서 휘발분 연소가 이루어졌을 것으로 판단된다.

Fig. 4는 Coal을 투입한 C100과 DSS를 혼소한 C98D2, C95D5, 그리고 C90D10의 반응기 온도 분포를 나타낸 그래프로, DSS를 혼소한 조건에서 베드 층의 온도가 Coal을 연소한 C100보다 낮은 온도 분포를 보이고 있다. 이는 앞서 설명한 Fig. 3과 같이 DSS의 높은 휘발분 함량에 기인한 결과라고 볼 수 있다. T6~T7에서 측정된 온도 분포는 Coal을 연소한 조건보다 DSS와 HTCSS를 혼소한 모든 조건에서 높은 온도로 측정된 것을 확인할 수 있다.

Table 6는 반응기 내 높이별 압력 분포를 나타낸 표이다. 높이가 높아질수록 압력은 감소하는 경향을 보이고 있고, △P를 모든 조건에서 일정하게 조절하여 운전하고자 하였다.

반응기 온도 및 압력 분포 측정 결과를 통해 HTCSS와 DSS 모두 같은 열량을 투입하였을 때, 유사한 연료 특성을 보이는 것을 알 수 있다. 그러나 DSS에 비해 높은 발열량을 가지는 HTCSS가 연료 사용량을 절감할 수 있고, 회분량이 감소하면서 보일러 내 연소 장애 현상인 슬래깅 및 파울링 저감에 유리한 측면을 가지고 있다.

3.4.2. 연소가스 분석 결과

각 조건 별 연소가스의 조성을 측정한 결과를 Table 7에 나타내었다. 연소 가스 측정 결과는 온도 데이터와 마찬가지로 안정화 후 30분의 데이터를 시간 평균하였다. 그리고 Fig. 5와 6의 CO, NOx, 그리고 SOx는 O2 6%를 기준으로 환산된 값을 도시하였다. 모든 실험 조건에서 같은 공기 유량과 열량을 투입하였기 때문에, 세 가지 연료의 각각 다른 Air/Fuel ratio로 인하여 연소 가스 내 O2와 CO2가 최대 약 2%의 차이를 보이고 있지만, 전체적으로는 비슷한 수준으로 판단된다.

Table 7. Flue gas composition analysis result

Case O2 CO2 CO NOx SO2
Unit (vol.%) ppm
C100 10.7 8.2 188.6 204.5 422.8
C98H2 11.3 7.6 208.3 193.9 374.4
C95H5 11.5 7.4 237.1 202.0 340.8
C90H10 12.8 6.3 247.7 199.4 286.7
C98D2 12.2 6.7 195.4 225.5 379.0
C95D5 11.5 7.2 158.4 244.4 445.0
C90D10 11.9 6.8 124.1 257.6 488.4

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Fig. 5.

Emission analysis result in flue gas at 6% O2 of Coal and HTCSS co-combustion case.

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Fig. 6.

Emission analysis result in flue gas at 6% O2 of Coal and DSS co-combustion case.

각 실험 조건 별 CO 분석 결과, HTCSS를 혼소한 조건의 경우에는 혼소율이 증가할수록 CO의 발생량이 증가하였다. 그러나 DSS를 혼소한 조건의 경우, 혼소율이 증가할수록 CO의 발생량이 감소하는 경향을 보였다. 고체 연료의 연소에 따른 CO 발생은 탈휘발 및 휘발분 연소, 촤 연소 등 연료의 연소 특성과 연소기 유형 및 연소 조건 등과 밀접하게 연관된다. 본 실험에 사용된 장치는 탑 피딩 방식의 기포 유동층 반응기로, 연료를 목표 크기로 파쇄하는 과정과 스크류 피더에서 공급하는 과정에서 많은 분진이 생기는 HTCSS의 특성으로 인하여 혼소율이 높아질수록 CO의 발생량이 높아진 것으로 판단된다.

NOx 측정 결과, HTCSS와 DSS 모두 혼소율이 높아질수록 NOx 수치가 증가하는 경향을 보였다. 유동층이 운전되는 온도 특성 상, 반응기 내에서 생성된 연소 가스 내 NOx는 높은 온도에서 생성되는 thermal NOx보다 연료의 휘발분과 N이 반응하여 생성되는 fuel NOx의 비중이 클 것으로 예상된다. 연료 내 N의 함량이 Coal은 1.7%이고, HTCSS와 DSS는 각각 6.3%, 7.2%로 Coal에 비해 상대적으로 더 높은 수치를 가지고 있다. 또한 NOx 배출량은 DSS를 혼소한 조건에서 HTCSS를 혼소한 조건과 비교하여 평균적으로 약 44 ppm 높다. 이는 DSS와 HTCSS의 발열량 차이로 인해 동일한

공급 열량 및 혼소율 조건에서 HTCSS에 비해 더 많은 DSS의 투입으로 인한 현상으로 판단된다. 또한 DSS의 N 함량이 HTCSS에 비해 0.9% 높기 때문에, DSS 혼소 조건에서 연소기 내로 투입된 N의 총량이 높고 NOx 발생량 증가 가능성을 높이는 것이라고 볼 수 있다. 또한 석탄과 하수 슬러지 내 질소 분포 상태 및 N의 NOx 전환율 등, 연료 특성과 연관된 것으로 판단된다.

SO2 측정 결과, HTCSS는 혼소율 증가에 따라 감소하였지만 반대로 DSS는 증가하였다. 이는 기준 연료로 사용된 Coal이 1.5%의 높은 S 함량을 갖는 특성에 기인한다. HTCSS는 Coal보다 낮고, DSS는 Coal보다 높은 S 함량을 가지고 있다. HTCSS와 DSS는 동일한 하수 슬러지로 생산되었지만, 연료화 과정의 차이로 인하여 DSS의 S 함량이 HTCSS보다 0.9% 높다. 결과적으로 SO2 발생량은 반응기 내로 투입되는 S 성분의 총량 차이가 결과에 영향을 미쳤을 것으로 판단된다.

3.4.3. 회분 분석 결과

회분은 보일러 내에서 부식과 슬래깅 및 파울링 등을 유발하여 연소기의 수명 및 발전 효율 저하를 일으키기 때문에, 연료 내 포함된 회분의 미네랄 성분 분석을 통하여 슬래깅/파울링 가능성을 예측하는 것은 매우 중요하다. Table 8은 1차 사이클론에서 포집된 비산 회분의 XRF (X-Ray Fluorescence) 분석 결과를 이용하여 도출한 주요 산화물의 질량 분율을 나타낸 표이다. HTCSS와 DSS의 혼소율이 최대 10%로, 투입된 연료의 대부분은 석탄이 차지하고 있기 때문에 회분 성분의 전체적인 분포는 모든 조건에서 유사한 경향을 보이고 있다. 반응기에서 비산되어 넘어온 유동사가 많기 때문에 SiO2의 함량이 모든 조건에서 30% 이상으로 가장 높은 것을 확인할 수 있다. 다음으로 Al2O3와 Fe2O3가 모든 조건에서 10% 이상으로 높은 비율을 차지하고 있고, 그 다음으로 CaO와 P2O5가 높은 비율을 차지하고 있다.

Table 8. XRF analysis result of fly ash (Unit: wt.%)

Compo -nent C100 C98H2 C95H5 C90H10 C98D2 C95D5 C90D10
Na2O 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0
MgO 1.5 1.5 1.7 2.3 1.3 0 5.5
Al2O3 15.8 17.8 17.9 15.9 16.5 17.4 16.6
SiO2 40.0 40.7 35.8 33.0 35.7 32.2 37.4
P2O5 6.8 4.4 9.6 14.4 5.5 4.9 3.2
K2O 5.9 4.6 4.3 3.7 4.4 4.9 8.3
CaO 9.6 8.9 10.1 12.5 8.3 9.0 10.3
TiO2 1.7 2.3 2.4 2.2 1.9 3.3 1.4
MnO 0.6 0.4 0.6 0.8 0.0 0.2 0.1
Fe2O3 18.2 19.5 17.6 15.1 26.4 28.2 17.1

혼소율에 따른 회분 성분의 구성 비율은 특별한 경향성을 찾기 힘들며, 회분의 성분을 융점에 따라 두 가지 그룹으로 분류할 수 있다. Fe2O3, CaO, MgO, Na2O, 그리고 K2O는 낮은 융점을 가지고 있어 슬래깅/파울링을 일으킬 가능성이 높은 성분으로 분류된다. 반대로 상대적으로 높은 융점을 가진 성분들은 SiO2, Al2O3, 그리고 TiO2가 있다[19]. 인(P) 성분은 낮은 융점을 가지고 있어 혼합물 형태에 따라 낮은 융점을 가지기도 하지만, P2O5는 상대적으로 높은 융점을 가지고 있다. 선행 연구에서 언급된 각 성분의 융점에 기반한 인자들을 이용하여 회분 거동과 퇴적 경향을 평가하였다. 회분의 슬래깅/파울링 경향성을 평가하기 위해서 식 (2)~(6)를 이용하였다.

$$\begin{array}{l}B/A(+P)=\frac{Fe_2O_3+CaO+Mgo+Na_2O+K_2O+P_2O_5}{SiO_2+Al_2O_3+TiO_2}\end{array}$$ (2)
$$R_f=(B/A)\times(Na_2O+K_2O)$$ (3)
$$S_r=\frac{SiO_2}{SiO_2+Fe_2O_3+CaO+MgO}\times100$$ (4)
$$I/C=\frac{Fe_2O_3}{CaO}$$ (5)
$$BAI=\frac{Fe_2O_3}{K_2O+Na_2O}$$ (6)

식 (2)은 Base-to-acid ratio(B/A)로 기존의 식에서 녹는 점이 낮은 인(P) 성분을 고려하여 수정된 식이다[20],[21]. 다음으로 식 (3)는 Fouling index(Rf)로 파울링 경향성을 판단하기 위해 도입하였다[22],[23],[24],[25]. 또한 식 (4)은 슬래깅 정도를 판단하기 위한 Slag viscosity index(Sr)[22],[23],[24],[25], 식 (5)는 회분 퇴적에 관련된 Iron-calcium ratio(I/C)이다[26][26]. 마지막으로 식 (6)은 Bed agglomeration index(BAI)으로 유동층에서 자주 발생하는 문제인 클링커(Clinker)에 대한 문제를 예측하고자 하였고[27][27], 각 인자들에 대한 평가 기준을 Table 9에 나타내었다.

Table 9. Evaluation criteria of slagging/fouling indices

Index Criteria
Base-to-acid ratio (B/A) 0.75 < B/A < 2.0 severe
B/A ≤ 0.75 medium
Fouling index (Rf) 0.6 < Rf ≤ 40 high
Rf > 40 extremely high
Slag viscosity index (Sr) Sr > 72 low
65 < Sr ≤ 72 medium
Sr < 65 high
Iron-calcium ratio (I/C) I/C < 0.3 or > 3.0 low
0.3 < I/C < 3.0 high
Bed agglomeration index (BAI) BAI < 10 high

Table 10은 식 (1)~(5)의 슬래깅/파울링 인자들과 Table 9의 평가 기준을 이용하여, 각 실험 조건에서 포집한 회분의 슬래깅/파울링 경향성을 판단한 결과이다. B/A는 C100과 C98H2에서 low로 평가되었지만 나머지 조건은 모두 severe로 평가되었다. 하지만 실제 index 값은 0.61~ 0.96 사이에 분포하고 있으며, 의미있는 큰 차이는 아닌 것으로 판단된다. 다음으로 Rf, Sr, 그리고 BAI는 모든 조건에서 high로 평가되었다. 이는 높은 SiO2와 Fe2O3 비율로 인한 것으로, 층 물질과 석탄 회분의 특성으로 인하여 슬래깅/파울링 가능성이 매우 높다. 또한 I/C는 C98D2와 C95D5에서 low로 평가되었지만, 나머지 조건에서는 high로 평가되었다. 포집된 회분의 슬래깅/파울링 경향성은 5개 인자들에서 전체적으로 높음으로 평가되었으며, 혼소율에 따라서는 큰 경향성을 보이고 있지 않았다. 이는 크지 않은 혼소율로 인하여 석탄 회분과 비산되는 층 물질이 슬래깅/파울링 경향성에 지배적인 영향을 미치는 것으로 판단된다.

Table 10. Slagging/fouling tendency of tested ashes

Index B/A Rf Sr I/C BAI
C100 M H H H H
C98H2 M H H H H
C98H5 S H H H H
C90H10 S H H H H
C98D2 S H H L H
C95D5 S H H L H
C90D10 S H H H H

L: low, M: medium, H: high, S: severe

4. 결 론

본 연구는 연료의 성분 분석과 분쇄도 측정을 통해 아역청탄(Coal)과 수열탄화 하수 슬러지 고형연료(HTCSS), 그리고 일반 건조 하수 슬러지(DSS)의 연료 특성을 파악하고, 파일럿 규모의 기포 유동층 반응기에서 석탄과 하수 슬러지의 혼소 특성을 분석하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) 수열탄화 공정으로 생산된 HTCSS의 경우, 열풍 건조 방식으로 생산된 DSS보다 약 1,500 kcal/kg 높은 5,190 kcal/kg의 고위 발열량을 보였고, Fuel ratio, H/C ratio, 그리고 O/C raio 역시 DSS보다 개선된 수치를 보였다. HGI 분석 결과, HTCSS의 분쇄성은 역청탄 수준으로 가장 높았고 Coal, DSS 순으로 나타났다.

2) 파일럿 규모 기포 유동층 실험 결과, HTCSS와 DSS 혼소 시, 높은 휘발분으로 인해 기준 조건인 C100보다 반응기 상부 freeboard의 온도가 더 높게 측정되었다. 하지만 HTCSS와 DSS의 혼소율이 높지 않아 큰 온도 차이는 없었고, 압력 분포 또한 Coal을 연소한 조건과 유의미한 차이는 아닌 것으로 판단된다.

3) 또한 연소 가스 분석 결과, HTCSS 혼소율이 증가할수록 CO와 NOx가 증가하였고, SO2는 감소하는 경향을 보였다. DSS는 혼소율이 증가할수록 CO가 감소하였고, NOx와 SO2는 증가하는 경향을 보였다.

4) XRF 분석을 통한 회분의 슬래깅/파울링 경향성 분석 결과, 모든 조건에서 전체적으로 슬래깅/파울링 가능성이 높음으로 평가되었으며, 유동사의 높은 SiO2 성분과 석탄의 높은 Fe2O3 성분으로 인한 것으로 판단된다. 따라서 HTCSS와 DSS 모두 높은 회분 함량을 가지고 있지만 최대 혼소율 10% 까지는 큰 영향을 주지 않는 것으로 분석된다.

Acknowledgements

이 논문은 2018년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구임(20181110200190, 미세먼지 배출저감을 위한 석탄화력발전소 초 저NOx 연소기술 개발).

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