2.1 제철소 공정 부산물 및 폐열원 분석

제철소 공정 중 전로가스로부터 나오는 폐열 및 일산화탄소를 활용하는 부분에 바이오수소 반응기가 설치한다. 기존의 연구에서는 폐열원과 제철소 설비에 대한 분석이 없었기 때문에 이 부분에 관한 추가적인 분석이 필요하다. 또한 이를 이용하여 에너지 효율을 높이는 공정 설비가 중요하다. 제철소는 당진의 H사를 기준으로 분석하였다.

전로 가스는 전로에 산소 주입 간에 발생하는데 전로 입구에서 나와 1차 통풍장치에 포집되며, 전로에서 나올 때의 LDG의 온도는 약 1,450℃, 유속은 50~100 Nm³/톤_조강이다. 방출된 열은 보일러부에서 회수되어 스팀을 생산에 사용된 뒤 835℃로 낮아지며, 이후 공기 정화 설비를 통과하면서 배가스 내 분진을 제거하기 위한 다량의 집진수와 접촉하면서 70℃까지 낮아진 가스는 고농도의 CO만 저장하고, 저농도(CO 30% 이하) 또는 O₂ 1% 이상인 경우에는 스택(stack)에서 태워서 제거하게 된다.

전로에서 나온 배가스로부터 회수되는 폐열을 이용한 스팀생산량은 전체 공정의 스팀 생산량의 약 40% 정도(연간 약 90톤 정도)를 차지할 정도로 많으며, 해당 스팀의 사용효율을 높일수록 공정의 에너지 효율을 높일 수 있게 된다.

전로에서는 공기가 유입되지 않도록 하기 위해 수냉형 접이식 스커트를 로의 입구 위로 내려준다. 이때 후드의 과열을 방지하기 위해 다량의 물을 스커트로 흘리게 되며 수~수십톤/hr에 해당하는 물이 70℃로 유입되어 98℃로 나오도록 조절된다. 스커트를 통과한 물은 가스 냉각기에서 스팀을 만들 때 사용하는 물을 예열하는 용도로 사용되고 냉각되어 다시 스커트로 순환된다.

제철소 공정 분석결과 바이오수소 생산 시스템에 활용 가능한 폐열원은 가스 정화 포화기 공정의 냉각 회수열, 전로 가스 냉각기에서 생산된 공정스팀, 전로 스커트 냉각수가 있다. 이 중 본 연구에서는 반응기 온도를 고려하여 전로 스커트 냉각수를 이용한 바이오수소 생산 시스템을 모사하였다.

2.2 1톤급 바이오수소 생산 시뮬레이터

본 연구에서는 157톤 반응기의 기본 process diagram을 이용하여 1톤 반응기 전체 시스템의 형태를 구축하고, 1톤 반응기 용량의 바이오수소 생산을 모사할 수 있는 열원 모사장치를 구성하였다. 제철소 부생가스 중 반응에 필요한 CO의 함량이 가장 높은 LDG 가스(Table 1)를 대상으로 하였으며, Fig. 1과 같이 시스템을 구성하였다.⁽⁷⁾ 시스템에는 1톤급 반응기와 급수 혼합조, 축열조, 열교환기가 포함되어 있다.

1톤급 반응기는 부피를 임의로(100~1,000리터) 조정이 가능하며, Water gas shift reaction(WGS reaction)에 따른 물 소모량 모사 기능이 부가되어 있다. 또한 WGS reaction 시 반응기 내부의 흡열 또는 발열상태를 정밀하게 모사할 수 있도록 구성되어 있다. 내부 흡열 가정 시 흡열량과 외부 방열에 의한 열손실은 축열조로부터 공급받아 보상하도록 한다. 내부 발열 시 외부 방열에 비해 생물발열이 클 경우 열방출을 위한 냉각 모드 운전이 가능하다. 이때 냉각은 시수(15℃)를 통해 이루어진다.

급수 혼합조는 반응기에서의 희석속도에 따른 손실 폐액분만큼 배양액을 공급하도록 구성되어 있으며 공급량에 대한 정밀한 조절이 가능하다. 급수 혼합조 또한 반응기와 마찬가지로 자체의 외부방열에 의한 열손실은 축열조로부터 공급받아 보상하도록 한다.

축열조는 스팀 또는 고온수 열원으로부터 주기적 또는 비주기적 열을 전달받아 온도의 교란을 평활하하는 역할을 수행한다. 축열조는 0~300리터의 용량조절과 축열조 목표온도 조정이 가능하다. 높은 온도간의 교환을 감안하여 충분한 열교환 면적 확보를 위해 고효율 MPH 열교환기를 직렬로 배치하였다. 또한 내부 고온수 열교환시 온도 성층화를 방지하기 위해 분산 열교환 구조로 배치되었고 외피 전체에 대한 보온구조로 열손실을 최소화하였다.

현장에서 발생하는 폐열에 대한 모사는 15 kW급 스팀/고온수(100℃ 온수) 보일러로 대체하고, 전로 스커트에서 발생하는 주기적인 고온수 공급패턴은 자동제어를 통해 이루어진다. 축열조에 축열된 에너지는 급수 혼합조의 온도유지(60~80℃)에 공급되면서 동시에 1톤 반응기의 WGS 흡열 반응 및 열손실을 보상하는 용도로 사용된다. 1톤 반응기의 WGS 발열 반응을 가정하는 경우 반응기는 열을 제거하기 위해 별도의 냉각라인을 이용해 열을 제거하도록 구성하였다.

3.1 시스템 요소별 현열 분석

1톤 반응기의 물질수지는 157톤 수소 생산이 가능한 제조 장치에서 산정된 물질수지를 scale down하여 가정하였다. 계산시에는 Yeast, NaOH, Solid는 투입량이 미량이므로 별도로 감안하지 않았다. 계산에 사용된 희석속도는 0.333, 목표 전환율 90%와 목표 반응량 250 mmol/l/h에 맞추어 물질수지를 계산하였다. 계산을 통해 나오는 값에 따라 투입되는 물질량을 추산하여 배양기 연속운전을 위해 80℃로 유지하기 위해 필요한 열량을 계산하는 방법으로 열 및 물질수지를 맞추었다.

급수 혼합조의 현열은 시수 15℃를 급수 혼합조의 목표 온도 80℃로 유지하기 위한 열량으로 계산하였다. 만약 급수 혼합조의 목표 온도가 80℃보다 낮다면 급수 혼합조의 현열량은 온도 감소량만큼 비례하여 감소하며 반응기의 현열량이 급수 혼합조 감소 현열량 만큼 증가하게 된다. 반응기 현열량은 NaOH와 기질가스가 15℃로 공급 되었을 때 반응기 목표 온도 80℃로 유지하기 위한 열량으로 계산하였다.

3.2 시스템 외기 열손실 분석

각 요소에는 외벽온도 40℃를 유지하기 위한 단열재가 설치되어있으며 단열재로는 글래스울이 사용되었다. 단열재의 두께는 반응기와 급수 혼합조는 0.016 m, 축열조는 0.02 m이다. 외기방열은 외기온도 15℃ 가정하에 계산되었으며 자연대류열, 복사열을 포함한 식(1)을 통해 계산되었다.

A는 대기와 벽 사이의 접촉면적이며, σ는 Stefan-Bolztman 상수이다. ζ는 벽의 방사율을 나타낸다. h는 Nusselt 수를 통하여 얻은 열전달 계수이며 Nusselt 수는 Churchill and Chu의 관계식⁽⁸⁾을 통해 얻었다. 계산식은 다음 식(2)와 같다.

Ra와 Pr은 각각 Rayleigh 수와 Prandtl 수를 나타낸다. Rayleigh 수는 다음의 식(3)을 통해 주어진다.⁽⁸⁾

L은 각 시스템 구성요소의 높이를 말하며, g는 중력가속도를 나타낸다. T_amb는 대기온도이며, υ는 공기의 동점성계수를 나타낸다. B는 공기의 열팽창계수를 나타내며 다음의 식(4)로 정의된다.

T_film은 공기와 벽의 산술평균온도로 나타낸다.⁽⁸⁾ h는 다음의 식(5)을 통해 얻어진다.

k_a는 공기의 열전도계수이다.

3.3 생물반응 열수지 분석

해당 시스템은 화학반응기가 아닌 생물반응기로서 이는 전환율, 미생물의 생명활동 등에 따라 흡, 발열량이 달라진다. 해당 반응은 아래와 같이 WGS reaction에 의해서 이루어지는 것으로 알려져 있으며, 대사 경로가 하나의 주된 반응에 집중되어 있다면 생물 반응열을 화학 반응열과 같이 표준생성엔탈피로 계산할 수 있다.

해당 반응의 Gibbs free energy는 Table 2와 같이 계산해볼 때 -20 kJ/mol로서 문헌⁽¹⁾상에 나와 있는 수치와 일치하며, 이러한 값으로 볼 때 해당 반응 주어진 조건(80℃)에서 자발적으로 일어나는 조건임을 알 수 있다. 하지만 열수지의 측면에서 엔탈피를 환산했을 때는 Table 3에 나온 바와 같이 실제는 물이 액체에서 기체로 상변화하면서 필요한 잠열을 확보하기 위해 흡열에 의해 자발적으로 일어나는 반응임을 예상할 수 있다.

이러한 계산결과는 CO가 화학적인 촉매로 작용하는 경우에 대한 공식이므로 실제 생물반응기에서는 다른 현상이 일어날 수 있다. 실제로 호기성 생물의 경우 호기성 대사가 -450(±5%) kJ/mol O₂인 반응열로 산정되며, 특정 혐기성 미생물의 경우 연구가 많이 진행되어 있는 경우 내부에서 발생하는 여러 가지 대사반응을 모델링하여 발생열을 예측하고 있다. NA1의 경우는 아직까지 내부 대사가 확인되지 않은 부분이 많으므로 흡열반응과 발열반응 2가지를 모두 고려하였으며 시뮬레이션에서 흡열반응일 경우 열을 공급해주는 가열모드, 발열반응일 경우 발생한 열을 외기방열량과 비교하여 제거해주는 냉각모드로 구현하였다.

4.1 시스템 시뮬레이션

본 연구에서 설계한 바이오수소 생산 시스템의 구성도를 Fig. 3에 나타내었다. 시스템은 전로공정의 특성상 40분 사이클로 운영이 되며, 40분 사이클에 15분 동안 95℃ 수준의 폐열이 순환하므로 주기적으로 온도가 상승-하강하는 폐열 패턴을 가지고 있다. 이를 평활화하기 위해 중간에 축열조를 배치하는 구성을 하고 있다. 한 주기가 지났을 때 초기의 축열조, 반응기, 급수 혼합조의 온도를 유지하는 것을 목표로 한다. 작동유체는 물을 사용하였고 전달되는 열량에 따라 용량가변이 가능한 유량펌프를 사용하였다. 유량의 범위는 반응기와 급수 혼합조의 경우에는 1 lpm~15 lpm, 축열조의 경우에는 1 lpm~30 lpm을 사용하였다. 열교환기는 Danfoss사의 대향류 열교환기인 XB 06H-1-26-H를 사용하였고, 26개의 판을 사용하였다. 본 시뮬레이션은 Matlab 2016b를 사용하여 프로그램을 작성하였고 온도에 따른 밀도, 점성계수, 열전도도 등의 변화를 고려하였다.

축열조의 크기에 따른 반응기 온도 변화를 시뮬레이션을 통해 고찰하였다. 우선 열교환기, 축열조, 급수 혼합조의 크기와 목표온도, 외기온도, 시뮬레이션 시간을 입력받는다. 이에 따라 생물반응열, 현열, 외기방열이 계산되어 각 요소의 부하량이 결정된다. 한국에너지기술연구원에서 진행하고 있는 실험과 맞추어 열교환기의 대상 측 질량유량은 고정한 채로 열원 측의 질량유량을 제어하게 된다. 이 때 질량유량의 변동량은 반응기 내의 부하량과 열교환기를 통해 전달되는 열량의 차이에 의해 비례제어 된다. 이를 통해 반응기와 급수 혼합조의 온도를 제어한다. 이에 관한 Flow chart는 Fig. 4에 나타내었다.

4.2 급수 혼합조, 반응기 및 축열조 시뮬레이션

급수 혼합조는 현열과 외기방열만이 고려되었다. 급수 혼합조의 목표온도는 80℃로 고정되어 있으며 외부벽면의 온도는 40℃로 고정되어 자연대류와 복사를 계산하게 된다. 반응기의 목표온도는 80℃로 고정되어 있다. 또한 NA1의 반응을 모사하기 위해 생물반응 열수지를 통해 계산된 값을 사용하게 된다. NA1의 반응을 흡열과 발열로 나눔에 따라 가열모드에서는 열을 축열조로부터 공급받고 냉각모드에서는 시수(15℃)를 통해 열을 제거하게 된다. 축열조에서는 40분 중 15분 동안 간헐적 열원으로부터 열을 공급받게 된다. 15분 동안 전달되는 총 열량은 40분간 축열조로부터 빠져나가는 열량과 같게 되도록 설정하였다.

4.3 열교환기 시뮬레이션

시스템 내의 열 교환기는 Danfoss사의 XB 06H-1-26-H를 사용하였다. XB 06H-1-26-H는 대향류 판형 열교환기이다. ε-NTU 방법을 사용하여 Reactor 냉각모드에서의 열교환기의 전달열량과 출구온도를 계산하였다. 이때 Reynolds 수의 범위에 따라 Nusselt수의 상관식을 다르게 사용하였다.^(9~12) 실제 Danfoss사의 열교환기 프로그램을 HEXACT를 사용하여 나온 결과와 비교하여 오차 3%이내 임을 확인하였다.

4.4 결과

Table 5는 시뮬레이션 조건을 나타내고 있으며 Fig. 5~Fig. 10은 시뮬레이션 결과를 나타내고 있다. 시뮬레이션 결과 반응기에서 시간이 지남에 따라 온도 변동이 바뀌는 것을 확인할 수 있다. 이는 시뮬레이션 초기 유량에 대해 가정하였기 때문에 나타나는 것으로 시간이 감에 따라 반응기 온도가 수렴해 감을 확인할 수 있다. 또한, 시뮬레이션 결과 축열조 온도는 총 40분 중 15분간 들어오는 간헐적 열원(95℃)에 의해서 온도 변화를 보이고 있다. 이는 축열조의 용량에 따라 범위가 달라지며, 용량이 작아질수록 축열조 온도가 더욱 낮게 떨어지므로 열원으로서의 가치가 줄어든다. 이 때문에 급수 혼합조와 반응기의 온도가 80℃ 이하로 떨어지는 것을 볼 수 있다. Reactor의 최대 온도와 최저 온도의 편차는 축열조의 크기가 250 kg일 경우 0.3℃의 차이를 보였고 100 kg일 경우 0.6℃의 차이를 보였다. 바이오수소 생산 설비에 사용되는 미생물 NA1은 온도 차이에 민감하게 반응하며 수소 생산을 위한 최적 온도를 선행연구에서 확인하였다. 따라서 온도 편차를 더욱 줄이기 위해 축열조 용량을 크게 하는 방향으로 설계할 수 있을 것이다. 추후 열 교환기의 유량, 열교환기 판의 개수 등의 변수가 반응기 온도편차에 미치는 영향을 확인할 계획이다.