정주희
(Ju Hee Jeong)
1
윤 린
(Rin Yun)
†
-
한밭대학교 기계공학과 석사과정
(
Graduate Student, Hanbat National University, Mech. Eng., 125 Dongseodero, Daejeon,
34158, Korea
)
-
한밭대학교 기계공학과 교수
(
Professor, Hanbat National University, Mech. Eng., 125 Dongseodero, Daejeon, 34158,
Korea
)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
Key words
Carbon capture & storage(이산화탄소 포집 저장기술), $CO_{2}$ transportation(이산화탄소 수송), Boiling heat transfer(증발 열전달), Nitrogen(질소), Impurities(불순물)
기호설명
$i_{pre}$：
가열부 열교환기 입구 엔탈피 [kJ․$kg^{-1}$]
$i_{test, i n l et}$
시험부 입구 엔탈피 [kJ․$kg^{-1}$]
$i_{l}$：
포화액상의 엔탈피 [kJ․$kg^{-1}$]
$i_{fg}$：
액상과 기상의 엔탈피 차 [kJ․$kg^{-1}$]
$h$：
열전달계수 [kW/($m^{2}$․K)]
$T_{f}$：
유체온도 [℃]
$T_{f,inlet}$
유체의 입구온도 [℃]
$T_{f,outlet}$
유체의 출구온도 [℃]
$L_{f}$：
유체 위치 [m]
$L_{i n l e t}$：
입구 위치 [m]
$L_{outlet}$：
출구 위치 [m]
$\dot m_{co_{2}}$：
이산화탄소의 질량유량 [kg․$s^{-1}$]
$x_{test,inlet}$
시험부 입구의 건도
$x_{test,outlet}$
시험부 출구의 건도
$Q_{test}$：
시험부에 가해진 열량 [kW]
$Q_{pre}$：
예열 열교환기 열량 [kW]
$F_{TD}$：
매개변수, =$\left[\dfrac{\rho_{v}j_{v}^{2}}{(\rho_{l}-\rho_{v})Dg\cos\Omega}\right]^{0.5}$
$X_{tt}$：
Martinelli parameter, =$\left(\dfrac{\rho_{v}}{\rho_{l}}\right)^{0.5}\left(\dfrac{\mu_{l}}{\mu_{v}}\right)^{0.125}\left(\dfrac{1-x}{x}\right)^{0.875}$
1. 서 론
지구온난화란 온실가스로 인해 지구지표면 온도가 상승하는 현상을 의미하며, 특히 주요 온실가스인 이산화탄소($CO_{2}$), 메탄(CH4), 이산화질소($N_{2}$O)의
대기중 농도는 지난 80년 동안 꾸준히 상승하였다.(1) 이에 따라 에너지 효율향상, 신재생에너지의 사용과 함께 CCS(Carbon Capture and Storage)는 주요 온실가스 감축 수단의 하나로써
화석연료기반 경제를 유지하면서도 온실가스를 감축할 수 있는 대안기술이라고 할 수 있다. CCS는 크게 포집, 수송, 저장의 과정으로 이루어지며 특히
이산화탄소 수송은 장거리 수송 시 파이프라인을 통해 초임계 상태로 수백 km를 이동하는 것이 효율적이다. 이때, 포집되는 불순물의 농도에 따라 배관의
부식 및 하이드레이트로 인한 배관 막힘 등의 문제가 발생하게 되며, 이는 펌핑동력의 변화를 초래하고 $CO_{2}$의 급격한 물성변화로 인한 증발현상이
발생한다. 따라서 순수 이산화탄소의 물성뿐만 아니라 불순물을 포함한 이산화탄소의 이상(two-phase)상태 수송에 대한 특성 연구 및 불순물을 포함한
이산화탄소의 수송에 대한 실험적 연구가 요구된다.
Ahmad et al.(2)은 포집되는 불순물에 따른 이산화탄소의 상변화에 대한 실험적 연구를 진행하였으며, $N_{2}$, O2, Ar, CH4을 불순물로 조성비 2~5.6
wt.%의 조건에서 실험을 수행하였다. 그 결과 불순물 중 $N_{2}$가 상변화에 가장 큰 영향을 미치는 것으로 나타났으며, CH4의 영향이 가장
적은 것으로 확인되었다. 또한, 불순물이 있는 파이프라인에서 액체 이산화탄소를 수송하려면 더 큰 운송 압력이 필요하다는 것을 확인하였다. Hihara
and Tanaka(3)는 $CO_{2}$의 증발 열전달 계수 측정 실험을 내경 1 mm의 수평 평활관에서 증발온도 15℃, 질량유속 160~ 1440 kg․$m^{-2}s^{-1}$,
열유속 9~39 kW․$m^{-2}$의 조건에서 수행하였다. 실험결과 건도 증가에 따라 증발 열전달계수는 감소하는 경향을 보였으며, 열유속의 증가에
따라 열전달계수가 증가하였다. 그러나 질량유속의 증가는 열전달계수를 월등히 증가시키지 못하는 결과를 보였다. Choi et al.(4)은 $CO_{2}$ 배관 수송에서의 $N_{2}$ 불순물이 압력강하에 미치는 영향에 관한 실험적 연구를 내경 3.86 mm의 스테인리스 튜브에서 질량유속
408.2 kg․$m^{-2}s^{-1}$, $N_{2}$ 조성비 0~9.5 wt.%의 조건에서 수행하였다. 그 결과 압력 70~85 bar에서 상(Phase)이
변화하고 그에 따라 질량유량 당 압력강하 및 비체적의 기울기가 변화하였으나, 초임계 상태인 100~120 bar에서는 질소불순물이 증가함에 따라 압력강하
및 비체적의 기울기가 크게 변하지 않는 것을 확인하였다. Lee et al.(5)은 $CO_{2}$의 냉매의 열전달 특성을 파악하기 위하여, 질량유속 200~1200 kg․$m^{-2}s^{-1}$, 열유속 10~80 kW․$m^{-2}$의
조건에서 평활관, 마이크로핀관, 마이크로채널관 등의 수평관에서 실험하였다. 그 결과 평활관의 경우 증발이 진행되면 열전달 계수가 감소하였다. 압력강하는
질량유속 및 열유속이 클수록 높게 나타났으며, 모든 시험부에서 동일한 경향을 보였다. Hwang et al.(6)은 외경 8 mm, 내경 6 mm인 평활관에서 $CO_{2}$, R-22, R-134a에 대하여 질량유속 170~340 kg․$m^{-2}s^{-1}$,
증발온도 5, 10℃의 조건에 따른 증발 열전달계수 및 압력강하를 측정하였고, 그 결과를 기존의 상관식과 비교하였다. 그 결과 질량유속이 증가함에
따라 고건도 영역에서의 강제대류의 활성화로 증발 열전달계수가 증가하는 경향을 보였다.
본 실험은 이산화탄소의 해상 배관 수송조건에서 불순물을 포함한 이산화탄소의 증발 열전달계수의 특성을 파악하는 데 있으며, 불순물의 농도, 작동온도
및 유량에 따른 이산화탄소의 열전달계수에 미치는 영향을 분석하여 CCS 수송설비를 위한 기초자료를 제공하는 데 있다.
2. 연구방법
2.1 실험방법 및 조건
Fig. 1은 본 연구를 위한 실험장치의 개략도를 나타낸다. 실험장치는 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소의 증발 열전달계수를 측정하기 위한 시험부, 펌프로
유입되기 전 이산화탄소의 액화를 위한 응축부, 그리고 시험부 입구의 온도 및 건도를 조절하기 위한 가열부로 구성되어 있다. 시험부는 해상 수송조건을
모사하기 위해 외측의 PVC관 내부에 브라인(EG, 40%)을 채운 후 브라인의 유속 및 온도 조건을 PVC 관과 연결된 칠러를 통해 조절하였다.
시험부는 지름 12.7 mm, 4 m의 동관으로 제작되었고, 동관의 표면 온도를 측정하기 위해 총 7구간에 납땜을 이용하여 열전대를 부착하였다. Table 1은 본 실험의 실험조건을 나타낸다. 해수온도 및 속도는 일정하게 유지하였으며, 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소의 수송온도는 동일하게 유지하였다.
작동유체는 마이크로펌프사의 기어 펌프를 사용하여 순환시켰으며, 해수 측 속도 산출을 위하여 Endress+ Hauser사의 Promass 83F으로써
질량유량 및 밀도를 측정하였다. 시험부 입구 및 펌프 입구, 예열 열교환기 입구 및 출구의 압력은 Setra사의 정밀 압력계로 측정하였다. 온도는
T-type 열전대로 측정하였고, 각 측정 장치의 상세 사항은 Table 2에서 확인할 수 있다.
Fig. 1 Schematic of experimental apparatus.
Table 1. Experimental conditions
|
Fluid
|
Seawater temperature
|
Mole fraction of $CO_{2}$
in the $N_{2}$ mixture
|
Transporting temperature
|
Seawater velocity
|
Vapor
quality
|
Mass flux
|
|
Pure $CO_{2}$
|
20℃
|
-
|
0, 5, 10℃
|
0.3 m․$s^{-1}$
|
0.0~1.0
|
300, 400, 500 kg$m^{-2}s^{-1}$
|
|
$CO_{2}$+$N_{2}$
|
20℃
|
1, 3, 5%
|
0, 5, 10℃
|
0.3 m․$s^{-1}$
|
0.0~1.0
|
500, 600, 700 kg$m^{-2}s^{-1}$
|
Table 2. Specifications of the measuring instruments
|
Instruments
|
Manufacturer
|
Model
|
Range
|
Accuracy
|
|
Thermocouple
|
OMEGA
|
T-type
|
-200℃~200℃
|
0.1℃
|
|
Pressure transducer
|
SETRA
|
C206
|
-14.7~3000 psig
|
±0.13% full scale
|
|
Mass flowmeter for seawater
|
Endress+Hauser
|
Proline
Promass 83F
|
0~300 kg‧$min^{-1}$
|
±0.1%
|
|
Mass flowmeter for pre-heater
|
Endress+Hauser
|
Proline
Promass 80E
|
0~300 kg‧$min^{-1}$
|
±0.2%
|
|
Mass flowmeter for $CO_{2}$
|
MICROMOTION
|
RFT9712
|
0~18 kg․$min^{-1}$
|
±0.2%
|
2.2 데이터 처리 방법
순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소의 증발 열전달 계수는 식(1)과 같이 열량과 관 표면과 유체간의 온도차로써 산출하였으며, 각 위치별 이산화탄소의 온도는 식(2)와 같이 보간법을 이용하여 계산하였다. 냉매의 질량 유량 및 입․출구 온도는 실험을 통하여 측정된 데이터를 사용하였으며, 냉매의 열역학적 특성은 REPROP(7)에서 제공하는 데이터를 사용하였다. 시험부 입구의 엔탈피는 식(3)과 같이 예열 열교환기 입구의 온도 및 압력을 이용하여 산출된 엔탈피에 예열 열교환기에서 전달되는 열량을 이산화탄소의 질량유량으로 나눈 값을 더하여
계산하였다. 시험부 입구의 건도는 시험부 입구의 이산화탄소 엔탈피에서 증발온도에 해당하는 포화 액상의 엔탈피를 빼주었고, 이를 증발온도에 해당하는
액상과 기상의 엔탈피차로 나누어서 계산하였다. 시험부 출구의 건도는 식(4) 및 식(5)와 같이 시험부에 전달되는 열량 계산으로 구하였다.
본 실험에서는 NIST Technical Note 1297에 기술되어있는 EES(Engineering Equation Solver)에서 제공하는 오차
해석 툴을 이용하여 실험값에 대한 불확실도를 계산하였다. 식(6)은 불확실도의 계산식을 나타낸 것이다. X는 측정된값이며, Y는 계산된 값이다. 측정값의 오차는 계산값의 민감도와 계측기기의 오차의 곱으로 표현된다.
그 결과 식(1)에 제시된 열전달계수 h의 평균 불확실도가 11.89%로 나타났다.
3. 실험결과
3.1 유동양식 예측
본 연구에서는 유동양식에 관한 가시화 실험을 진행하지 않았기 때문에 유동형태를 예측하기 위하여 기존의 모델을 이용하여 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소에
대한 이상유동양식을 예측하였다. Fig. 2는 Titel and Dukler의 유동양식 선도(8)를 사용하여 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소에 대한 유동영역을 나타낸 것이다. 이 유동양식 선도는 매개변수 FTD와 Martinelli parameter($X_{tt}$)를
통하여 4개의 영역으로 흐름을 나타낸 것이다. 순수 및 불순물을 포함하는 이산화탄소의 유동양식은 대부분 환상유동 영역(annular-dispersed)으로
예측하였다.
Fig. 2 Two-phase flow patterns for $CO_{2}$ and $CO_{2}$+$N_{2}$ mixture on the titel and dukler map.
3.2 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소의 열전달계수
Fig. 3과 Fig. 4는 순수 및 $CO_{2}$+$N_{2}$ 혼합물의 열전달계수를 나타낸 것이다. 해수를 모사한 PVC 내 브라인 온도는 20℃로 고정하였다. Fig. 3은 순수 이산화탄소의 증발온도에 따른 열전달계수를 나타낸 것으로써, 질량 유속은 400 kg․$m^{-2}s^{-1}$로 고정하였다. 건도가 0.2~0.6
부분에서는 증발온도에 따른 열전달계수에 차이를 보였으며, 0.6 이상인 구간에서는 온도에 따른 영향은 미미한 것으로 나타났다. 증발온도가 10℃에서
0℃로 감소함에 따라 포화온도의 열전달계수는 측정 건도범위에서 산술평균하였을 때, 평균적으로 10% 감소하는 경향을 보였으며, 10℃와 비교하여 5℃는
16% 감소하는 경향을 보였고, 0℃는 19% 감소하였다. 이는 포화온도가 감소할수록 핵비등이 억제되는 건도인 $X_{sup}$가 감소함에 따라 핵비등이
발달하지 못한 결과로 판단되며, 온도에 따른 $X_{sup}$값을 Table 3에 기술하였다. 식(7)~식(9)는 $X_{sup}$을 구하는 식을 각각 나타낸다.
Fig. 3 Comparison of boiling heat transfer coefficients for $CO_{2}$ with saturation temperature.
Fig. 4 Comparison of boiling heat transfer coefficients for $CO_{2}$+$N_{2}$ mixture with mole fraction of nitrogen.
Table 3. $X_{sup}$ according to saturation temperature
|
Saturation Temp.
|
$X_{sup}$
|
|
10℃
|
0.9318
|
|
5℃
|
0.9094
|
|
0℃
|
0.8827
|
Fig. 4에서는 질량유속은 500kg․$m^{-2}s^{-1}$, 증발온도를 10℃로 고정하고 질소의 몰농도가 1~5%로 증가할 때, 건도에 따른 증발 열전달계수를
나타낸 것이다. 몰농도가 증가함에 따라 열전달계수는 평균 14.7% 감소하는 경향을 보였지만, 순수 이산화탄소와 비교하면 질소의 몰농도가 1%인 경우
1.1%의 미미한 차이를 보였다. 반면 질소의 몰농도가 각각 3%, 5%의 경우 14%, 28% 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 이산화탄소보다 점성
및 열전도율이 낮은 질소의 영향을 받아 생긴 결과로 판단되며, 순수 및 $CO_{2}$+$N_{2}$ 혼합물의 열전달계수는 동일한 질량유속에서 건도가
증가함에 따라 열전달 계수가 감소하였다. 이는 기존 냉매와 비교하면 $CO_{2}$가 표면장력과 점성이 매우 작고, 증발이 진행됨에 따라 기상의 이산화탄소가
직접 관벽에 접촉하는 드라이아웃 현상에 의해 열전달이 저하되기 때문으로 판단된다. 관내측 흐름 비등에 있어 액막의 드라이아웃은 이산화탄소와 같이 냉매의
액상과 기상간의 밀도차가 크지 않고 표면장력이 작은 유체의 경우에 보다 쉽게 발생한다. 기상의 밀도가 기존의 냉매에 비하여 매우 크기 때문에 액상과
기상의 경계사이에서 발생하는 전단력이 상대적으로 작아지고, 낮은 표면장력으로 인해 핵비등이 높은 건도에서 지속적으로 유지되어 액막을 유지하지 못하고
파괴되는 현상이 나타난다. 이산화탄소 및 이산화탄소 질소의 혼합물 물성은 Table 4에 기술하였다.
Table 4. Variation of thermophysical properties of pure $CO_{2}$ and $CO_{2}$+$N_{2}$
mixture with 10℃
|
Fluid
|
Thermal conductivity
of liquid
(W․$m^{-1}$․$K^{-1}$)
|
Thermal conductivity
of vapor
(W․$m^{-1}$․$K^{-1}$)
|
Viscosity
of liquid
(106 Pa․s)
|
Viscosity
of vapor
(106 Pa․s)
|
Surface tension of liquid
(mN․$m^{-1}$)
|
Surface tension of vapor
(mN․$m^{-1}$)
|
|
$CO_{2}$
|
0.098119
|
0.024206
|
82.557
|
16.059
|
2.7500
|
-
|
|
$CO_{2}$+$N_{2}$(1%)
|
0.096342
|
0.024411
|
80.298
|
16.143
|
2.5903
|
2.7262
|
|
$CO_{2}$+$N_{2}$(3%)
|
0.092736
|
0.024957
|
75.770
|
16.324
|
2.3151
|
2.6767
|
|
$CO_{2}$+$N_{2}$(5%)
|
0.089032
|
0.025520
|
71.260
|
16.522
|
2.0745
|
2.6242
|
3.3 질량유속에 따른 열전달계수
Fig. 5 Comparison of boiling heat transfer coefficients for $CO_{2}$ with mass flux.
Fig. 6 Comparison of boiling heat transfer coefficients for $CO_{2}$+$N_{2}$ mixture with mass flux.
Fig. 5 및 Fig. 6은 순수 및 $CO_{2}$+$N_{2}$ 혼합물의 질량유속에 따른 열전달계수를 나타낸 것이다. 순수 이산화탄소의 질량유속은 300, 400, 500
kg․$m^{-2}s^{-1}$의 조건이고, 불순물을 포함한 이산화탄소 실험은 500, 600, 700 kg․$m^{-2}s^{-1}$의 조건에서
수행되었다. 브라인 온도와 증발온도는 각각 20℃, 10℃이다. 질소의 몰농도는 3%로 고정하여 실험을 수행하였다. Fig. 5에 나타낸 바와 같이 질량유속이 500 kg․$m^{-2}s^{-1}$ 대비 400 kg․$m^{-2}s^{-1}$에서 평균 증발 열전달 계수는 약
4.4% 감소하였고, 400 kg․$m^{-2}s^{-1}$ 대비 300 kg․$m^{-2}s^{-1}$에서는 13% 감소하였다. 마찬가지로 질소의
몰농도가 3%인 혼합물 역시 유사한 경향을 나타냈으며, 질량유속이 700 kg․$m^{-2}s^{-1}$ 대비 600 kg․$m^{-2}s^{-1}$에서
평균 증발 열전달계수는 약 8.1% 감소하였고, 600 kg․$m^{-2}s^{-1}$ 대비 500 kg․$m^{-2}s^{-1}$에서는 5.3%
감소하였다. 이는 질량유속이 증가할수록 레이놀즈수가 증가함에 따라 대류증발의 영향이 커져 열전달 계수가 향상된다고 판단된다. 또한 순수 및 $CO_{2}$+$N_{2}$
혼합물은 질량유속에 따른 영향이 다른 냉매와 비교하여 작게 나타나는데 이는 액상과 기상의 밀도비가 낮아 강제대류에 의한 영향보다는 핵비등의 영향이
지배적인 것으로 판단된다.
본 연구를 통해 얻어진 불순물이 포함된 이산화탄소의 증발열전달계수는 이산화탄소의 육상 혹은 해상을 통한 배관수송조건에서 증발현상이 발생하지 않도록
수송 운전조건이나 배관설계에 활용되고, 증발현상이 발생했을 경우 발생 지점 이후 증발현상을 억제하기 위한 운전조건 설정에 활용될 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 CCS 수송과정 중 수송 배관과 외부 환경과의 열전달에 의한 온도 및 압력변화에 따른 증발 열전달 특성 및 불순물이 수송 시 이산화탄소의
증발열전달에 미치는 영향을 실험적으로 고찰하였고 다음과 같은 연구결과를 얻었다.
(1) 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소의 증발열전달계수는 포화온도가 감소함에 따라 감소하는 경향을 보였으며, 불순물을 포함한 이산화탄소의 열전달계수는
순수 이산화탄소의 열전달계수와 비교하여 평균 14.7% 낮았다.
(2) 순수 이산화탄소의 증발열전달계수는 증발온도가 증가함에 따라 평균 17.8% 증가하였고, 불순물을 포함한 이산화탄소는 불순물의 농도가 증가함에
따라 평균 21.6% 감소하는 경향을 보였다.
(3) 순수 및 불순물을 포함한 이산화탄소는 질량유속이 증가함에 따라 열전달계수가 증가하는 경향을 보였으며, 순수 이산화탄소는 질량유속이 300 kg․$m^{-2}s^{-1}$에서
500 kg․$m^{-2}s^{-1}$으로 증가함에 따라 열전달계수가 평균 10.8% 증가하였으며, 불순물을 포함한 이산화탄소는 질량유속이 500
kg․$m^{-2}s^{-1}$에서 700 kg․$m^{-2}s^{-1}$으로 증가함에 따라 평균 10.6% 증가하였다.
후 기
본 연구는 2016년 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업(No. NRF- 2016 R1D1A1B02010075)의
재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업임.
References
IPCC AR5 WG I Report , The Physical Science Basis
Ahmad M., Gernert J., Wilbers E., 2014, Effect of Impurities in Captured $CO_{2}$
on Liquid-Vapor Equilibrium, Fluid Phase Equilibria, Vol. 363, pp. 149-155
Hihara E., Tanaka S., 2000, Boiling Heat Transfer of Carbon Dioxide in Horizontal
Tubes, Proc. 4th IIR-Gustav Lorentzen Conf. on natural working fluids, purdue university,
pp. 279-284
Choi M. I., Huh C., Jung J. Y., Baek J. H., Kang S. G., 2012, Experimental Study on
$N_{2}$ Impurity Effect in the Pressure Drop During $CO_{2}$ Mixture Transportation,
Journal of the Korean Society for Marine Environmental Engineering, Vol. 15, No. 2,
pp. 67-75
Lee S. J., 2008, Experimental Study on the Evaporation Heat Transfer of Liquid $CO_{2}$
in Various Horizontal Tubes, Hanyang University
Hwang J. H., Rin Y., Kim Y. C., 2001, Evaporation Heat Transfer Characteristics of
R-134a and $CO_{2}$ in a Horizontal Smooth Tube, Korean Journal of Air-Conditioning
and Refrigeration Engineering, Vol. 7, pp. 1309-1313
Lemmon E. W., Huber M. L., Downie M. J., Mclinden M. O., 2013, NIST Standard Reference
Database 23 : Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties-REFPROP, Vol.
9, No. 1
Taitel Y., Dukler A. E., 1976, A Model for Predicting Flow Regime Transitions in Horizontal
and Near Horizontal Gas-Liquid Flow, American Institute of Chemical Engineers Journal,
Vol. 22, No. 1, pp. 47-55