기존 가정용 보일러 및 신형 물분사 폐열회수 보일러에 대한 수소 연료의 평가

1. 서 론

현재 인류가 당면하고 있는 가장 큰 문제 중 하나는 기존 화석 연료의 유한성과 환경오염 문제이며, 최근 이를 극복하기 위해 새로운 에너지원의 개발에 많은 노력이 집중되고 있다. 수소는 시스템의 큰 변경 없이 기존 화석 연료를 대체할 수 있으며, CO₂를 생성하지 않는 장점을 가지고 있어 궁극적으로 기존 화석연료의 문제점을 해결할 수 있는 새로운 에너지원으로 평가받고 있다^1,2). 그러나 수소는 화염(flame) 연소를 통해 에너지를 얻는 경우에는 기존 가스 연료에 비해 화염온도가 높아 thermal NOx 발생량이 많고, 또 연소 속도가 매우 빨라 화염 안정성 등의 문제점이 발생할 가능성이 있다³⁾.

현재 수소 이용 분야로 집중적으로 실용화가 진행되는 곳은 연료전지(fuel-cell) 분야이며, 주로 전기 생산과 자동차에 활용되고 있다^4,5). 수소 촉매(catalytic) 연소 방식은 화염 연소 방식에 비해 NOx 배출을 현저히 억제할 수 있어 유망한 수소 이용 방식으로 알려져 있다⁶⁾. 이 방식을 이용하는 예로 가정용 히터에 대한 연구⁷⁾, 효율 80% 정도의 조리기기에 대한 연구⁸⁾가 있다.

수소는 점화 온도가 높아 CI 엔진보다는 SI 엔진에 더 적합하며, 빠른 연소 속도로 인해 가솔린 연료보다 엔진 효율을 더 향상시킬 수 있다⁹⁾. 그러나 연소 속도가 빨라 역화, 노킹 등의 이상 연소가 발생하기 쉽다. Dhyani와 Subramanian¹⁰⁾은 수소 스파크 점화 엔진 연구에서 EGR 및 물분사 기술을 이용하여 역화, 노킹 등의 이상 연소를 제어하는 방법을 제시하였다. 또 NOx 배출량은 EGR보다는 물분사 방식이 훨씬 효과적임을 논의하였다¹¹⁾.

수소 혹은 수소 함량이 높은 개질 가스를 가스터빈에 사용하려고 시도되고 있다. du Toit 등¹²⁾은 수소의 전반적인 연소 특성에 대해 리뷰하고 있으며, 가스 터빈을 중심으로 사용 가능한 버너 기술을 체계적으로 소개하고 있다. Ditaranto 등은 IGCC 혹은 예연소 CO₂ 포집(pre-combustion CO₂ capture) 기술에서 얻어지는 수소 고농도(85%) 개질 가스를 대상으로 NOx 배출 문제를 해결하기 위해 EGR 공정을 추가한 새로운 발전 사이클을 대상으로 연소 및 공해 성능¹³⁾, 시스템 성능¹⁴⁾에 대해 검토하였다. 이들 연구에서 수소는 통상의 천연가스보다 EGR율을 60% 정도로 높게 적용할 수 있으며, 이 경우 효율은 다소 감소하나 출력은 거의 동일하게 유지하면서 NOx는 현저히 감소시킬 수 있음을 제시하였다.

Ditaranto 등¹⁵⁾은 기존 정유 히터를 수소 연료용으로 개조하는 연구에서 수소의 NOx 발생량은 화염 온도가 높음에도 불구하고 prompt-NO 발생기구가 없어 기존 정유가스와 거의 동등하나 EGR을 적용하면 정유가스보다 더 낮아짐을 지적하고 있다. Lowe등¹⁶⁾은 정유가스를 수소로 변경한 경우의 시스템 성능, 강건성 및 시스템 개량 항목 등을 검토하여 기술적 측면에서 정유가스를 수소로 대체하는 데 결정적 장애 요인은 없다고 지적하였다.

위에 검토한 연구 결과들을 종합해 보면, 수소 연소는 근본적으로 CO₂를 생성하지 않으며, EGR 및 물분사 등의 기술을 잘 조합하면 NOx 저감 효과까지 얻어낼 수 있음을 알 수 있다. 더불어, 최근 잉여 전력을 이용한 수소 생산 및 저장 기법 개발 등, 수소의 생산 증대 및 보급 확대를 위한 여러 기술적/정책적 노력들이 이루어지고 있다. 따라서 수소 활용도를 높이기 위한 새로운 이용 분야의 발굴 및 관련기술의 개발은 시의적절하고 중요한 과제라 할 수 있다. 일례로, 기존의 가정‧업무용 보일러는 국내 CO₂를 포함한 공해물질 배출량의 상당부분을 차지하고 있는 바, 그 연료를 수소로 대체함으로써 얻어지는 효과는 매우 클 것이라 상정된다. 최근 이에 주목하여 작성된 수소 보일러에 관련된 홍보자료¹⁷⁾나 특허¹⁸⁾는 많이 찾아볼 수 있다. 그러나 실제로 기존 보일러의 연료를 수소로 대체하였을 때 발생하는 효과 및 기술적 문제들을 체계적으로 해석하고 정리한 연구 결과는 아직 찾아보기 힘들다.

따라서 본 논문에서는 수소를 기존의 가정‧업무용 보일러에 사용한다는 가정 하에 도시가스(CH₄로 가정)를 수소로 대체한 경우의 작동 특성을 비교하여 수소 보일러의 장단점을 검토하고자 한다. 특히 본 연구팀은 최근 폐열회수 과정에서 발생하는 고온 응축수를 유입 공기에 재분사하는 소위 “물분사 폐열회수 보일러”를 제안하여 효율, NOx를 동시에 현저히 개선함을 제시한바 있다¹⁹⁾. 본 논문에서는 이 물분사 폐열회수 보일러가 수소의 경우에는 어떠한 효과를 갖는지에 대해 우선 열역학적으로 검토하고자 한다.

2. 해석대상 보일러

본 연구팀은 앞에서 언급한 바와 같이 폐열회수 보일러(heat recovery boiler, HR-B)의 열교환기(X), 연소실(C)에 동시에 물을 분사하는 폐열회수 보일러(HR-B with water spray, HR-B/WS)¹⁹⁾를 제안하고, 이를 체계적으로 해석하기 위한 체인-블록(chain -block) 해석법²⁰⁾을 제안한 바 있다. 참고로, 이후의 사용되는 물성치(T, H, n 등)의 첨자 중 첫째 대문자는 물질의 종류, 두 번째는 위치(부품의 입구, 출구 구분)을 의미한다. 이들 첨자들에 대한 상세한 설명은 기호 설명을 참조하기 바란다.

Fig. 1은 HR-B/WS의 일종으로 X에만 물을 분사하는 폐열회수 보일러(HR-B/WS-X)의 개요를 체인-블록 구조로 나타낸 것이다. 그림에서 왼쪽은 연소실에 버너 및 주 열교환기를 포함하는 기본 보일러(basic boiler, Ba-B)에 해당한다. 이 Ba-B에서도 배기 온도를 이슬점보다 낮아지는 응축 열교환 조건, 소위 응축 보일러(condensing boiler)에서는 그 효율은 약 90%까지도 달성된다. 그러나 Ba-B에서 환수(returned water)를 이용하여 배기를 이슬점 이하로 냉각하는 것은 쉽지 않다. 이와 같은 조건에서는 Ba-B의 효율을 증가시키기 위해 연소용 공기를 매질로 하는 HR-B²¹⁾가 사용되기도 한다. 그림에서 오른쪽 부품이 바로 폐열 회수 열교환기(X)이며, 일반적으로 공기유로(AX)-배기유로(GX)가 분리된 대향류 열교환기를 사용한다. 단, HR-B/WS-X의 경우에는 AX의 공기유로에 물을 분사하는 노즐이 설치되어 있다. AX로 분사된 물은 증발하면서 폐열 회수량을 증가시키고, 또 화염온도를 저감하여 NO_X 발생을 억제하는 역할을 한다. 오른쪽 아래에는 응축수 저장조(reservior, R)가 있으며, C, X에서 발생한 응축수를 저장하고 이를 AX로 재순환시킨다.

Fig. 1.

Proposed HR-B/WS-X system and its chain block structure for thermodynamic analysis

Fig. 1에서 점선으로 표시한 것은 이전에 제안한 체인-블록 구조²⁰⁾를 나타낸다. 본 HR-B/WS-X 시스템은 내부 구조가 비교적 복잡하며 또 내부만을 순환하는 인자도 포함하고 있어, 부품의 성능까지 해석하기 위해서는 시스템을 여러 부분(block)으로 세분화하여 해석하는 것이 편리하다. 또 일부 부품은 요구 정보에 따라 여러 블록으로 나누어지기도 한다. 그림에서 AX0, C1, C2와 같이 블록에 첨부된 숫자는 계산 순서를 나타낸다. 각 블록에는 입-출구 상태량이 기술되어 있으며, 이 중 굵은(bold) 문자가 각 블록의 미지수에 해당한다. 각 블록은 독립적인 질량/에너지 보존식을 갖는다. 체인 블록은 선행 블록의 출구조건이 다음 블록의 입구조건이 되도록 연결된 것을 지칭한다. 이와 같은 체인 블록들을 순차적으로 해석하면 전체 시스템의 입/출구 상태가 저절로 얻어져 시스템 성능, 부품의 설계정보 및 운전 상태가 쉽게 얻어진다.

본 연구에서는 다음의 3종류 보일러를 대상으로 성능을 해석하였다. Ba-B는 Fig. 1의 C로만 구성된기본 보일러이며, HR-B는 Ba-B에 단순히 폐열 회수기가 추가된 것이며, HR-B/WS-X는 Fig. 1과 같은 물분사 폐열 회수하는 보일러를 지칭한다.

Fig. 2는 체인-블록 해석법의 계산 과정을 보여주는 것으로 크게 네 부분으로 나누어진다. 첫 부분은 초기 자료(inidata)를 정립한 곳으로, Table 1의 반응 양론계수, Table 2의 보일러 작동 조건을 정립한다(3.1절). 둘째 부분은 작동 유체의 열물성치(thermal properties)를 구하는 부분이다. 비열, 엔탈피, 포화증기압, 이슬점을 구하는 함수가 저장되어 있다(3.2절). 세 번째는 각 블록에서 질량/에너지 보존식을 이용하여 출구 조건들을 계산한다(3.3절). 마지막으로, Efficiency-Output에서는 시스템의 입/출구 상태를 이용하여 효율을 결정하며, 또 각 부품들의 설계사양을 도출 한다(3.4절). 그림의 계산과정은 T_Co를 가변 변수로 하여 계산하고 있다. R4 블록에서 정해지는 T_R이 선행 블록인 AX0에 영향을 미치기 때문에 초기 가정치를 이용하여 반복 계산 한다. Ba-B (β=0)인 경우에는 C2 이후에 바로 효율을 계산한다. 또 물분사를 포함한 HR-B인 경우에는 R4까지 계산한 후에 효율을 계산한다.

Fig. 2.

Flow chart of the chain block analysis method

Table 1.

Stoichiometric coefficients for the global reaction Eqs. (1) (α=1.1, γAXi=50%)

Table 2.

HR-B/WS-X Operating condition

3. HR-B/WS-X 성능 해석법

본 해석법에서는 앞에서 언급한 각각의 체인-블록에 해당하는 질량/에너지 보존식을 이용하여 부품들의 설계사양, 운전 상태 및 시스템 성능을 구한다. 단, 외부로의 열손실(1-2%), 작동 유체의 속도 및 위치 에너지는 무시하였다.

4. 결과 및 고찰

Fig. 3은 메탄, 수소를 연료로 사용하는 3종 보일러를 대상으로 연소실 출구 온도 T_Co에 따른 단열 화염 온도를 비교한 것이다. 운전 조건은 Table 2의 대표 조건과 같다. 단, 물분사량(n_SW-X)은 열교환기 성능(β, γ)에 의해 제어된다. 그림에서 공기비 1.1인 기본 보일러(Ba-B)에서 메탄, 수소 화염 온도는 각각 2,170 K, 2,360 K이며, 수소가 메탄보다 약 200 K 높다. 두 연료 모두 HR-B에서는 Ba-B보다 약 30-40 K 정도 더 높아진다. 반면, 물분사(WS-X)인 경우에는 T_Co가 높아지면서 가습량도 많아지기 때문에 T_af는 점차 감소한다. 단, 화염 안정성(T_af=1,900 K 기준)을 고려하면 물분사량은 그림과 같이 메탄은 2 kmol/h, 수소는 0.9 kmol/h로 제한하는 것이 바람직하다¹⁹⁾. 이 범위는 주어진 열 교환 성능(β, γ) 조건에서 T_Co는 메탄은 65℃, 수소는 75℃에 해당하며, 수소는 T_Co의 운전 범위가 약 10℃ 정도 확대됨을 알 수 있다. 예상되는 최적 운전 조건(CH₄: T_Co=60℃, H₂: T_Co=70℃)에서 메탄, 수소 화염 온도는 각각 1,950 K, 2,050 K정도이며, 동일 조건의 Ba-B에 비해 각각 200 K, 300 K정도 낮아진 것이다.

Fig. 3.

Adidbatic flame temperature with respect to combustion chamber outlet temperature (TCo)

Fig. 4는 Fig. 3과 동일조건의 효율을 도시한 것이다. 단, 최대 물분사량(n_SW-X:max)은 앞에서 지적한 바와 같이 메탄은 2 kmol/h, 수소는 0.9 kmol/h로 제한한 경우이다. 각 효율 선도에는 해당 보일러의 이슬점(☆)이 표시되어 있다. 그림에서 모든 보일러의 효율은 T_Co 낮아지면서 서서히 증가하다가 이슬점보다 낮아지면 응축이 발생하면서 급격히 상승한다.

Fig. 4.

Thermal efficiency with respect to TCo

우선, 보일러 종류에 따른 특성을 살펴보면 HR-B는 Ba-B보다 전 영역에서 효율은 높으나 그 차이는 1-3% 정도이다. 이 방식에서는 현열 즉, 공기 온도 증가에만 의존하여 폐열을 회수하기 때문에 효율 가는 미소함을 알 수 있다. 반면, HR-B/WS-X는 연료 종류에 관계없이 T_Co를 적절히 제어하면 그 효율은 Ba-B, HR-B보다도 훨씬 높아짐을 알 수 있다. Ba-B에 비해, 메탄은 60°C 근방에서 8%, 수소는 70℃ 근방에서 12% 정도 효율이 상승한다. 이와 같은 HR-B/WS-X의 효율 개선 특성에 대해서는 기존 논문²⁰⁾에서 자세히 언급하였다. 다음에, 연료종류에 따른 차이를 보면 메탄에 비해 수소 보일러의 효율은 T_Co가 낮은 조건에서는 다소 높으나, T_Co가 높아지면 효율이 크게 낮아진다. 구체적으로 기존 보일러(Ba-B)는 70°C 이상에서, HR-B/WS-X는 80°C 이상에서 6-7% 더 낮아짐을 알 수 있다. 이들 연료에 따른 효율 거동의 차이에 대해서는 Figs. 5-7에서 상세히 설명하겠다.

Fig. 5.

Mass and energy flow diagrams for heat recovery boiler (HR-B) at TCo= 60℃ condition

Fig. 6.

Mass and energy flow diagrams for HR-B and HR-B/WS-X (methane fuel, TCo=70℃)

Fig. 7.

Mass and energy diagrams for HR-B/WS-X at optimal conditions of CH4 (TCo= 60℃) and H2 (TCo= 70℃)

Figs. 3, 4의 결과를 종합하면 기존 보일러(Ba-B)에서는 메탄을 수소로 교체하면 통상 운전조건인 T_Co 70℃ 근방에서 효율은 7% 정도 낮아지기 때문에 막대한 손실이 발생함을 알 수 있다. 한편, 수소 HR-B/WS-X는 최적의 운전 조건에서 기존 보일러에 비해 효율은 약 12% 상승하여 95%가 되며, 화염 온도는 250 K 낮아진 2,100 K 정도가 된다. 이 결과로부터 수소를 보일러 연료로 사용한다면 HR-B/WS-X의 도입을 적극적으로 검토해야 함을 알 수 있다.

Fig. 5는 동일 용량 HR-B의 T_Co = 60°C 조건에서 메탄과 수소 보일러의 질량/에너지 흐름을 나타낸 것이다. 본 조건에서 메탄의 경우는 배기에 포함된 수증기 총 몰수는 포화 상태에 도달하지 못해 전부 X로 유입된다(n_TW = 0.48 < n_SV = 0.55). 한편, 수소는 총 몰수가 포화 상태보다 많아 C 내부에서 응축하기 때문에(n_CW-C = 0.73-0.38 = 0.35 kmol/h), X로 유입하는 수증기는 메탄보다 작아진다.

일반적으로 Fig.4를 보면, 수소 보일러 효율은 포화 수증기 몰수가 메탄의 최대치(n_TW = 0.48)보다 낮은 영역(T_Co < 63℃)에서는 메탄보다 높음을 알 수 있다. T_Co가 더 높아지면 X로 유입하는 수증기는 최대 몰수(n_TW = 0.73)까지 계속 증가한다. 이로 인해 수소 보일러는 메탄보다 효율이 더 나빠지며 최대 7% 낮아짐을 알 수 있다.

Fig. 6은 T_Co가 높아지면 HR-B/WS-X 효율이 HR-B와 서로 같아져서 물분사 효과가 없어지는 것을 설명하기 위한 것이다. 그림은 메탄 보일러 T_Co = 70°C 조건(수소 T_Co = 80°C 조건도 동일)의 경우이며, 해당하는 P_SV는 0.31 bar, n_SV는 1.01 kmol/h이다. HR-B에서는 n_TW = 0.48 kmol/h이 전부 X로 유입되며, 이에 동반하는 Q_Xi = 13.0% 중 Q_re = 2.16%가 회수된다. 한편, HR-B/WS-X에서는 폐열회수에 사용되는 n_SW-X는 전부 다시 X로 유입되고 있다. 이 사실은 n_V-GXi = n_TW + n_SW-X = 0.48 + 0.47 = 0.95 kmol/h에서 확인할 수 있다. 즉, 회수열량 Q_re는 10.5%만큼 증가하나 X로 유입하는 Q_GXi에도 그만큼 증가하기 때문에 물분사에 의한 효율 증가 효과가 없어진다.

이 결과를 종합하면, HR-B/WS-X에서는 T_Co가 해당 보일러의 이슬점보다 높아지면 폐열 회수에 사용된 수증기는 전부 다시 X로 유입되기 때문에 물분사 효과가 없어진다. 즉, T_Co = T_dp인 조건은 HR-B/WS-X의 임계 운전 조건임을 알 수 있다.

Fig. 7은 HR-B/WS-X에서 최적 운전 조건으로 예상되는 메탄 T_Co = 60℃, 수소 T_Co = 70℃ 조건에서의 질량/에너지 평형을 도시한 것으로, 동일 조건의 HR-B와 비교하기 위한 것이다.

Fig. 7[a]는 메탄의 경우로 동일 조건의 HR-B (Fig. 5[a])와 비교하면 다음을 알 수 있다. HR-B/WS-X에서는 물분사(n_SW-X = 0.38)를 통해 폐열 회수량이 급격히 증가하며(1.85→10.58%), X로 유입하는 폐열량도 다소 증가하지만(12.61→14.34%) 결과적으로 효율은 6% (89.2→95.5%) 증가한다. 또 단열 화염온도도 250 K (2,200→1,955 K) 정도 낮아 NOx 발생도 감소할 것으로 예상된다.

Fig. 7[b])는 수소의 경우로 동일 조건의 HR-B (논문에는 제시 안함)과 비교하면, 물분사(n_SW-X = 0.51)를 통해 폐열 회수량은 HR-B = 1.56%에서 13.02%로 증가한다. 그러나 열교환기에 유입하는 열량은 포화 몰수(n_SV = 0.7)에 제한을 받아 동일하다. 따라서 효율은 거의 회수량 증가에 비례하여 약 10% (84→94%) 증가함을 알 수 있었다. 또 단열 화염온도도 약 400 K (2,409→2,017 K)정도 낮아져 NOx 발생을 현저히 저감할 것으로 예상된다. 결과적으로, 수소 HR-B/WS-X를 채택하면 효율은 기존 보일러에 비해 약 10% 상승하며, 화염온도도 약 400 K까지도 저감할 수 있음을 알 수 있다.

Table 3은 연료 1 kmol/h를 소모하는 표준 시스템을 대상으로 얻어진 질량‧에너지 평형 지수를 근거로 실제 시스템의 설계 사양, 운전 정보를 구하는 예를 보여준다. 실제 사양의 용량은 본 연구팀이 시제작 중인 Q_in = 50,000 kcal/h에 해당한다. 운전 조건은 최적 조건으로 예상되는 경우로, 메탄은 T_Co = 60°C, 수소는 T_Co = 70℃인 경우이다. 그 외 운전 조건은 Table 3과 같다. 이 경우 메탄, 수소의 공급 열량은 각각 0.24 kmol/h, 0.73 kmol/h이다. 표에 제공된 C, X, R, outlet으로 구분되어 있으며, 정보는 열량(Q_i), 작동유체 질량(n_i) 및 운전 온도(T_i) 순으로 제공되어 있다. 예로, C로 유입하는 메탄 연료량은 5.38 m³/h 이며, 수소는 약 3배 많은 16.3 m³/h이나, 공기량은 각각 55.1, 42.7 m³/h로 서로 유사하다. 또 물분사량은 메탄은 6.84 kg/h이나, 수소는 9.18 kg/h로 약 1.5배 정도 많다. 이 외에도 예열 공기(T_AXo), 단열화염(T_af), 이슬점(T_dp), 응축수 온도(T_r) 등이 제공되어 있다. 이들 설계사양은 실제 시스템 설계하는 데 꼭 필요한 정보라 할 수 있다.

Table 3.

Main HR-B/WS-X componet specifications at optimal conditions of CH4 (TCo= 60℃) and H2 (TCo= 70℃)

5. 결 론

본 논문에서는 동일 용량의 기존 보일러(Ba-B) 및 물분사 폐열회수 보일러(HR-B/WS-X)를 대상으로 연료를 도시가스에서 H₂로 변화시킨 경우의 장단점 및 개선점을 검토하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 기존 보일러(Ba-B)에 수소를 사용하면 그 효율은 연소실 출구온도(T_Co)가 낮은 경우(α=1.1에서 63°C 이하)에는 다소 좋아지나, 온도가 높아지면 나빠지며, T_Co 70℃ 이상에서는 메탄보다 7% 낮아진다.

2) HR-B/WS-X의 효율은 Ba-B보다 메탄 연료는 약 8% (T_Co = 60℃, Ba-B = 88%), 수소연료는 약 12% (T_Co = 70℃, Ba-B = 83%) 상승한다.

3) 위 조건에서 메탄, 수소의 화염온도는 각각 1,950 K, 2,050 K이며, Ba-B에 비해 각각 200 K, 300 K정도 낮다.

4) HR-B/WS-X에서 T_Co가 이슬점보다 높아지면 폐열 회수에 사용된 수증기는 전부 다시 배출되어 효율 개선 효과는 없어진다. 즉, 이슬점 온도는 T_Co의 임계 운전 조건이다.

5) 위 결과를 종합하면 수소를 연료로 사용하는 경우에는 효율 및 NOx 측면에서 HR-B/WS-X를 적극적으로 도입할 필요가 있다.

Acknowledgments

본 논문은 2016년 교육과학기술부 한국연구재단(NRF-2016R1A2B3014500) 및 2018년 산업통산자원부 한국에너지기술평가원(KETEP-2018201010 635A)의 지원을 받아 수행한 연구과제입니다.

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