회분식 석탄연소로에서 폐열이용 열교환기

이성우, 윤도영, 한춘

광운대학교 공과대학 화학공학과

Heat Exchanger using Waste Heat from Batch-type Coal Combustor

S.-W. Lee, D.-Y. Yoon and C. Han

Department of Chemical Engineering, Kwangwoon University, Seoul 139-701

서론

현재 900만톤이상 적체되어있는 국내 무연탄의 사용효용가치를 높이기 위하여 시멘트 공정에서 폐열발전의 열원 및 시멘트 부원료로 사용하기 위하여 많은 공정개선을 거듭하여 왔으나 연소성이 나쁜 국내무연탄의 특성으로 인해 폐열발전설비의 효율저하 및 시멘트 원료로 사용시 픔질저하등 많은 문제점이 있다.  국외의 경우 시멘트킬른 배가스열량은 전체 소성열량의 30%이상 차지하므로 미국을 비롯한 외국에서는 시멘트킬른 배가스를 이용한 폐열발전 기술개발이 지속되었으며, 1970년대 오일쇼크 이후 에너지 저감과 절력비 저감의 이용으로 시멘트킬른에서의 폐열발전 설비 설치가 급격히 증가하였다. 일본의 경우, `97년을 기준으로 할때 전체 시멘트업계 사용하는 전력량의 45%를 폐열발전을 이용하여 공급하고 있으며, 향후 시멘트킬른 전체 소비전력의 100%를 자가발전 설비를 이용하여 공급할 계획이다.  국내의 경우 1992년 한라시멘트 옥계공장에서 일본 다꾸마(사)의 기술제휴로 발전용량 9,100kW  규모의 폐열발전 설비를 설치하여 가동중에 있으나, 낮은 배가스온도(350℃)로 인한 폐열발전 설비 효율저하 및 보일러 내부 표면의 스케일 부착등 설비 운영상의 문제점이 있다.  이와같은 배경하에 본 연구에서는 무연탄 폐열발전 시스템을 개발하고, 무연탄 연소실험(Batch Test)를 통한 최적의 연소조건을 도출하고자 한다.  이를 위하여 연소실험과 연소반응기내의 CFD해석을 통하여 연소유동현상의 해석을 병행함으로서 최적의 연소조건이 산출되어질 것이다.

Batch 형 무연탄 연소로

본 연구에 사용되는 연소장치는 석탄의 연소를 활용한 열교환기를 개발하기 위한 1차단계로 자체적으로 연소장치를 설계, 제작하고 성능실험을 수행함으로써 설계 데이터를 확보하고 제작 및 운전과 관련된 기술의 습득을 목적으로 제작되었다.  따라서 다양한 실험을 편리하게 행할 수 있도록 연소장치의 기본기능들이 고안되었다.  Fig. 1에 보이는 바와 같이 본 연소장치에서는 가장 중심이 되는 연소기 본체, 급배기장치와 제어장치로 구성되며, 추가적으로 분사형버너, 열교환기 및 유해가스처리장치의 부착이 가능하도록 설계되어 있다.  회분식(batch type)인  연소기본체로는 공기의 주입량이 정량적으로 조절될 수 있도록하였고, 외부투시기능과 부위별 온도측정 및 연소기내의 압력을 측정할 수 있도록 하였다.  연소기의 내부는 원통형의 기본 구조를 갖고 있으며, 축방향에 대하여 온도센서부착지점들이 설정되어 있고 센서의 길이를 변화시킴으로서 국지적인 온도측정지점을 변화시키도록 하였다.  연소실내부에는 센서의 길이를 변화하고, 하부면으로 부터의 길이를 조정하여 4지점의 온도를 측정하도록 하였고, 출구지역에는 1지점에 동일한 형의 열전대를 부착하였다.  모든 열전대는 K-type으로 제작되었으며, 중앙집중장치를 통해 실시간대로 5지역에 대한 온도가 동시에 수집되도록 하였다.

무연탄 연소실험

연소내부에서의 연소특성을 감안하여 1회실험시 총 5kg의 석탄이 연소되도록 설계되었으며, 연소실로 공급되는 연소용 공기는 연소실의 하부로 공급되는 1차 공기와 연소실의 벽면에서 공급되는 2차공기로 구분된다.  1차공기는 석탄의 건조와 활발한 연소를 위하여 고온으로 공급할 필요가 있다.  2차공기는 1차 연소후 미연분의 완전연소를 위하여 연소실의 중상부에 강한 와류를 형성시키도록 고속분사를 가능하도록 하였다.  연소실내의 압력은 대기압보다 약간 낮은 상태로 유지시키는 평형통풍방식을 채택하고 연소실 외부로 분진이나 매연등이 누출되지 않도록 하였다.  주연소를 위한 공기용 압입송풍기는 원심형 터보팬을 사용하였으며, 2차공기용 압입송풍기는 별도로 설치하지 않고 1차공기의 주입시에 밸브를 조정하여 그 유량을 결정하도록 하였다.  연소실험에서는 예비실험으로서 소량의 무연탄시료에 대한 연소현상을 파악하고자 하였다.  시료로는 원탄을 roll crusher에 의해 -48mesh로 분쇄한 도계무연탄(Table 1)을 사용하였다. 준비된 석탄시료는 200g, 300g, 과 400g으로 질량변화시킨후, 이를 각각 준비된 용기에서 착화한 후 연소기내에서 미리 고정된 위치에서 온도를 시간별로 측정하였으며, 그 결과를 Fig. 3에 나타내었다.  그림에서 표시된 온도센서의 위치는 1, 2, 3 번이 연소실내의 하부로부터 100cm, 70cm, 60cm 그리고, 정면의 입구에서 원주의 길이로 각각 30cm, 83cm 그리고 126cm 에 위치하도록 하였다.  그리고 4번은 배기구 입구의 온도이고, 5번은 주변온도를 각각 나타내고 있다.  센서의 길이는 모두 30cm 로 하였다.  이 길이는 변화시킬 수 있으므로 다양한 위치에서 연소실내의 온도를 측정할 수 있다.  실험결과는 전반적으로 석탄이 착화한 후 연소로내의 온도는 상승하고 있으며, 어느 시점이후에는 자연스럽게 온도가 감소하고 있음을 보여주고 있다.   이와같은 경향은 200g, 300g, 400g 에 대하여 공통적으로 나타나고 있음이 측정되었다. 최고치의 온도는 200g, 300g, 400g 의 경우 각각 65℃,  140℃ 와 229℃ 로 나타나고 있다.  측정된 온도들은 화염의 온도가 아닌 연소가스의 온도로서 그 양이 적은 경우에는 화염이 센서에 미치지 못하고 있기 때문이다.  향후에는 시료의 양은 5kg 까지로 하여 그 화염의 크기 및 온도범위를 점차 높일 예정이다.  한편, 석탄의 양이 많을수록 연소지속시간은 점차 증가하고 있었으며, 이와같은 장기간의 연소는 연소로 내의 온도를 상승시키고 있음을 설명하고 있다.  석탄의 양이 많을수록 연소실내의 온도는 상승하고 있음은 당연한 결과임을 짐작할 수 있다.  또한 석탄의 양이 적을수록 곡선은 완만하게 변화하고 있음에 반하여,  많아질수록 연소실내의 온도변화는 심하게 변화하고 있었다.  이는 석탄양이 적은 경우에는 연소열이 낮아 연소실내에서 연소기체의 유동이 층류성으로 안정하게 나타나고 있음에 반하여, 석탄양이 많을수록 발열량이 많아서 자연대류등과 같은 유동의 효과가 난류로 점차 바뀌고 있음을 보여주는 결과를 예측할 수 있다.

Table 1. Proximate and elementary analysis of coal samples

*  : as received base , **  : dry base

Sample	Chemical analysis ( wt.%)
	Proximate analysis				Elementary analysis
	F.C	V.M	H2O	Ash	C	H	N	S
Do-gye*	59.35	3.79	3.01	33.35	60.65	0.95	0.33	0.3이하

(a) 200g coal

(b) 300g coal

(c) 400g coal

Fig. 1. Coal combustor with heat exchanger.    Fig. 2. Temperature profiles.

열교환기의 설계 및 열전달특성

연소기내의 열교환기의 기본적인 설계에서는, 열교환방식, 순환유체, 연소용량과 열교환기의 사양(관경 및 길이, 관두께) 그리고 전열성능과 압력손실과 같은 평가인자들이 고려되어야 한다.  여기에는 고전적인 LMTD법과, □-NTU법이 고려될 수 있는데, 본 석탄의 연소와 같은 비교적 일정한 고온에 해당되는 연소기 내부에서 부착되는 열교환기의 설계에서는 LMTD법을 활용할 수 있다.   연소기내부에서 일정온도로 유지될 경우 Nusselt수가 3.66임을 감안하고, 열전도계수가 높은 구리관을 순환유체의 관으로 사용할 경우 관의 벽면을 통한 열전달량과 입구와 출구에서의 엔탈피차의 열수지를 고려하면 적절한 설계인자들이 도출된다.  LMTD법에 입각안 관련방정식들은 다음과 같다.

- 열전달량:  [eqn: q=UA_H DELTA T _ln =UA_H { DELTA T_i - DELTA T_o } over {LEFT [ ln( DELTA T_i )/( DELTA T_o ) RIGHT ] }]

- 열수지식:  [eqn: dot m c_p DELTA T_oil = UA_H DELTA T_ln]

- [eqn: N u =3.66]  for constant pipe temperature and laminar flow

- 총괄열전달계수(overall heat transfer coefficient): [eqn: U = h_i]

- 열전달면적(heat transfer area) : [eqn: A_H = pi D_i L]

여기서 하첨자 i 와 o은 입구와 출구지역, 그리고 [eqn: dot m] 은 순환유량, [eqn: L] 은 관의 길이를 각각 나타낸다.  또한 [eqn: D] 는 구리관의 직경으로서 본 연구에서는 1/2인치관을 사용하였으며, 관의 길이는 12m로 설정하였다.  본 연구에서 열교환기의 형태는 연소로 내부에서 코일형으로 구성되어 있으며, 중심부에서 유체가 유입되어 달팽이모양의 코일외부로 유체가 유출된다. 열매체유로는 극동쉘주식회사에서 제공하는 써미아B을 본 연구에서 사용하였다.   적절한 물성치와 열교환기제원 그리고 연소조건에서 순환유량에 대한 출구온도를 산출하면 다음의 Fig. 2와 같이 구해진다.  그림에는 연소로내의 온도가 520℃와 250℃의 경우로 구분되어 있다.  전반적으로 유량이 적을수록 출구온도가 상승하고 있으며, 상승기울기는 외부온도가 250℃일 때 현저히 나타나고 있다.  즉, 관외부의 온도가 높은 경우에는 열매체의 유량의 변화에 출구온도의 변화가 거의 선형의 경향이지만, 온도가 낮아지는 경우에는 유량을 낮게 설정해야 출구온도가 높은 값으로 결정할 수 있다.  이와같이 계산된 조건을 근거로, 코일모양의 열교환기(phase 1)를 통하여 폐열에서 일정량을 회수한후, Fig. 1에 나타나 있는 굴뚝에 원통형 열교환기(phase 2)를 부착하여 배출되는 굴뚝온도를 상승시켰다.  이와같은 조건하에서 석탄 1kg과 5kg을 연소시키면서 측정된 온도분포가 Fig. 4와 같다.  이때 열교환기의 유량은 [eqn: dot m = 1 kg/min] 로 유지하였다. 이 경우 Table 1에 보이는 바와같이 굴뚝입구와 출구간의 온도차가 100℃이상이 될 수 있는 것으로 나타났으며, 폐열의 회수로부터 굴뚝의 온도를 상승시킬 경우 연소온도가 보다 상승하여 연소효율이 높아지는 것으로 나타나고 있음을 Fig. 4에서와 같이 확인할 수 있었다.

Table 1. Stack temperature.

Time (min)	Temperature (℃)
	Boiler	Pipe outlet	Stack out	Stack in	[eqn: DELTA T_stack]
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 360	35 79 106 106 158 212 244 248 254 236 250 230 228 226 222 222 216 212	35 62 96 105 124 192 210 212 216 202 204 204 202 202 200 202 200 196	32 61 85 92 122 170 184 190 192 184 180 170 170 170 168 166 164 164	31 35 39 55 65 78 82 88 90 90 90 90 90 90 90 88 88 86	1 26 46 37 57 92 102 102 92 94 90 80 80 80 78 78 76 78

Fig. 3. Outlet temperature of phase 1.

(a) 1 kg coal and [eqn: dot m = 1 kg/min]      (b) 5 kg coal and [eqn: dot m = 1 kg/min]

Fig. 4. Temperature variations with heat exchanger in a stack.