Mobile QR Code QR CODE : Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering
Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

ISO Journal TitleKorean J. Air-Cond. Refrig. Eng.
  • Open Access, Monthly
Open Access Monthly
  • ISSN : 1229-6422 (Print)
  • ISSN : 2465-7611 (Online)

  1. 한밭대학교 기계공학과 석사과정 ( Graduate Student, Department Mech Eng., Hanbat National University, 125 Dongseo-daero, Daejeon,, 34158, Republic of Korea )
  2. 한밭대학교 기계공학과 석사 ( Master Degree, Department Mech Eng., Hanbat National University, 125 Dongseo-daero, Daejeon,, 34158, Republic of Korea )
  3. 한밭대학교 기계공학과 교수 ( Professor, Department Mech Eng., Hanbat National University, 125 Dongseo-daero, Daejeon,, 34158, Republic of Korea )



CO$_{2}$ transportation(이산화탄소 수송), CH$_{4}$(메탄), Condensation heat transfer(응축열전달), Pressure drop(압력강하), Near-critical(임계점 근처)

기호설명

$h$: 열전달계수 [W·m-2K-1]
$i$: 측정변수 인덱스, 엔탈피 [J·kg-1]
$dotm$: 질량유량 [kg·s-1]
$dotq$: 열유속 [W·m-2]
$U$: 불확실도
$x$: 건도
$X$: 측정값
$Y$: 계산값
$\tau$: 전단응력 [N·m-2]
$\rho$: 밀도 [kg·m-3]
$\nu$: 동점성계수 [m·s-1]

아래 첨자

$CO_{2}$: 이산화탄소
$f$: 포화 액
$g$: 포화 증기
$i$: 경계면(interface)
$i n$: 입구
$out$: 출구
$s$: 표면
$sd$: 전단응력 우세
$test$: 시험부

1. 연구배경 및 목적

인류는 화석연료를 이용함으로써 엄청난 발전을 이루어냈지만, 지구 온난화의 주요 원인이 되는 대기 중의 온실가스(GHGs : Greenhouse Gases)의 농도가 증가하는 원인으로 작용한다. 정부 간 기후변화위원회(IPCC)는 온실가스 배출량 때문에 22세기까지 지구 평균 기온이 1.1~6.4℃ 상승할 것으로 추정했다.(1)

지구 온난화에 큰 영향을 미치는 온실가스 중 이산화탄소(CO$_{2}$)는 지구 온난화 잠재력(GWP)이 낮은 편이기는 하나, 온실가스의 많은 부분을 차지하므로 반드시 감축해야 한다. 지구 온난화 문제를 해결하기 위해 많은 나라가 이산화탄소 배출량을 줄이는 방법에 대해 논의해왔다. 신재생에너지의 활용 증대와 더불어, 이산화탄소를 포집, 수송, 그리고 저장하는 CCS 기술은 이산화탄소 배출을 현저하게 줄이는 유망한 방법의 하나이다. 국제에너지기구(IEA)는 CCS가 2 DS(2 Degree Scenario) 프로젝트 내의 모든 대규모 CCS 프로젝트가 진행되면 최대 포집율은 2025년 전체 수치의 약 15%를 차지할 것이라고 보고했다.(2) 또한, 기후 변화에 관한 정부 간 패널(IPCC)은 CCS 기술을 적용하지 않을 시 2100년까지 대기 중 이산화탄소 농도를 450 ppm까지 감소하지 못하는 것으로 나타난다.(3)

CCS 기술은 이산화탄소의 포집, 수송, 저장기술로 구성된다. 포집된 이산화탄소의 수송에 있어 이산화 탄소는 높은 밀도를 갖는 초임계 조건에서 육로 및 해수에 설치된 배관을 통해 수천만 km를 이동한다. 배관 수송 동안에 불가피하게 해수 또는 지반으로부터 이산화탄소로 열전달이 발생하며, 이로 인해 초임계 이산화탄소의 열역학적 특성은 수송 온도와 압력에 따라 극적으로 변한다. 즉, 배관으로의 열전달 및 압력강하로 인해 초임계 이산화탄소가 이상(two-phase) 상태의 이산화탄소로 변화될 수 있다. 또한 발전소의 종류와 연소 및 포획 방법 때문에 이산화탄소는 질소(N$_{2}$), 메탄(CH$_{4}$), 아르곤(A$_{r}$), 황화수소(H$_{2}$S)와 같은 불순물을 함유하고 있다. 불순물이 존재함에 따라 임계 압력에 가까운 이산화탄소의 열 및 전달 물성이 급격히 변화하며 압축기 작동 및 배관 수송조건에 차이가 발생할 수 있다. 수송조건에 적절한 제어가 없다면 배관의 균열 전파로 인해 이산화탄소 수송이 실패하기 때문에 배관을 설계하고 배관 내 이산화탄소의 수송과 관련된 변수를 제어하기 위해서는 임계온도 부근의 불순물이 존재하는 상태에서 이산화탄소의 응축 열전달 특성을 파악하는 것이 필요하다.

Baik and Yun(4)은 이중관 형태로 구성된 수평 평활관에서 CO$_{2}$+N$_{2}$ 혼합물의 응축 열전달 특성을 실험적으로 연구하여 질소의 몰농도, 질량 유속, 그리고 응축 온도가 혼합물의 응축 열전달계수와 압력강하에 미치는 영향을 고찰하였다. Lee and Yun(5)은 CCS 공정의 육상 이동을 위한 초임계 조건에서 CO$_{2}$+N$_{2}$, CO$_{2}$+CH$_{4}$, CO$_{2}$+A$_{r}$와 같은 불순물을 함유한 이산화탄소의 관내 열전달 특성을 실험적으로 연구하였고, 질소, 메탄, 그리고 아르곤과 같은 불순물의 몰분율이 증가함에 따라 이산화탄소 혼합물의 최대 열전달계수가 감소함을 보였다. Longo et al.(6)은 내경 4mm의 수평 평활관에서 R-134a, R-152, R-1234yf, R-1234ze(E)의 응축 열전달계수를 실험적으로 측정하고, 이를 기존의 상관식과 비교하였다. 실험 결과 응축 열전달계수는 Akers et al. 상관식과 20% 내외의 오차를 가졌으며, 압력강하는 Fridel 상관식의 예측정확도가 높게 나타났다. Minkowycz와 Sparrow(7)는 불응축 가스로 공기를 사용하고 응축 증기로 수증기를 사용해 등온 수직 판에서의 불응축가스가 응축 열전달에 미치는 영향을 이론적으로 분석했다. 그들은 불응축성 가스가 공기 중량이 적더라도 열전달에 결정적인 영향을 미치고, 실제 불응축 가스의 질량 분율이 0.5%일 때 열전달이 50% 이상 감소하였다고 설명했다. 지금까지, CCS 공정에서 포함되는 불순물이 이산화탄소의 응축 열전달 특성에 관한 문헌 연구는 매우 제한적이었다. 한편, 이산화탄소의 응축 열전달 특성은 대부분 냉동시스템의 응축기설계를 위한 운전조건에서 연구됐다. 본 연구에서는 순수 이산화탄소와 불순물을 함유한 이산화탄소의 관내 응축 열전달 특성을 CCS 공정의 운전조건인 임계점 부근에서 실험적으로 연구하였다. 또한, 배관을 통한 포집이산화탄소의 수송은 크게 육상수송과 해상수송으로 나눌 수 있고, 본 연구는 육상수송 연구에 대한(8) 후속연구로 해상 수송조건에 한정하여 진행하였다.

본 연구에서는 응축 열전달계수와 압력강하에 대한 불순물의 양, 응축 온도, 질량 유속의 영향을 조사했다. 이러한 결과는 CCS 공정에서 이산화탄소 배관 내 수송을 위한 시설의 설계 및 이산화탄소 수송을 실시간으로 관찰하기 위해 활용될 뿐 아니라, 향후 이론연구의 검증 및 확산계수 도출에도 사용될 수 있을 것이라 판단된다.

2. 실험 장치 및 데이터정리

본 실험에서는 순수 이산화탄소와 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물을 사용하였고, CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물을 공기압축기로 작동하는 가스 부스터를 이용하여 시험 장치에 주입하였다. Fig. 1은 본 연구를 위한 실험 장치의 개략도를 나타낸다. 실험 장치는 이산화탄소와 메탄 혼합물을 응축시켜 펌프로 순환하게 하는 응축부, 시험부 입구조건을 설정하기 위한 가열부, 이산화탄소 혼합물의 응축 열전달 특성을 측정하기 위한 시험부로 구성했다. Fig. 2는 시험부의 도식도이다. 시험부는 이중관 형태이고 동 재질의 내부 관의 지름은 10.7 mm이고 PVC 재질의 외부관의 지름은 12.7 mm이다. 총 시험부 길이는 4 m이고, 건도 별 응축 열전달계수를 측정하기 위해, 시험부의 환상 공간은 총 6개의 구간으로 나누어 보다 정확한 열유속을 측정하고자 하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물을 충분히 채운 후 항온조를 사용하여 시험부의 유입온도와 압력 조건을 조절하였다. Table 1은 시험 조건을 나타낸다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축압력이 각각 69.51 bar에서 77.4 bar로 변화하며 환산압력과 온도가 각각 0.8 - 0.99, 20-29.5℃로 변화하였다. 질량 유속은 500, 600, 700 kg·m-2s-1에서 조절하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 CH$_{4}$의 몰분율은 1, 3, 5%로 설정하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 성분 불확실성은 ±2%로 나타났고, 시험 구간의 관 바깥쪽 브라인 온도는 겨울철의 해수 온도를 모사하기 위해 4℃로 설정하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 증기 건도는 0.0 에서 1.0으로 조절하였다. 메탄의 임계온도와 임계압력은 각각 190 K와 46 bar로 본 실험조건에서는 초임계 불응축조건임을 확인할 수 있다.

CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 열전달계수는 식(1)을 사용하여 계산했다. 관내 표면의 온도인 Ts,i는 외부 표면 온도의 측정과 1차원 열 방정식을 사용하여 계산하였다. 응축온도는 시험부 입구와 출구에 설치한 삽입형 열전대를 통해 측정하였고, 열전대와 동일위치에 설치된 압력계의 압력값을 통한 포화온도와 비교하여 응축온도를 결정하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 수송 및 열역학적 특성은 REFPROP(9)에 의해 측정한 응축 온도와 압력에 기초하여 계산하였다. 관내 표면의 온도인 Ts,i는 외부 표면 온도의 측정과 1차원 열 방정식을 사용하여 계산하고, Tf는 시험부 출입구 온도의 측정과 선형보간을 사용하여 계산했다.

(1)
$h=\dot q_{test}/(T_{s,\:i}-T_{f})$

Fig. 1 Experimental test facility.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig1.png

Fig. 2 Details of test section.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig2.png

Table 1. Test conditions

Fluid

Brine-side

temperature

Mole fraction of CH$_{4}$

in the CO$_{2}$ mixtures

Condensation

temperature

Vapor

quality

Mass flux

Pure CO$_{2}$

4℃

-

20, 25, 30℃

0.0-1.0

500, 600, 700 kg·m-2s-1

CO$_{2}$+CH$_{4}$

4℃

1, 3, 5%

20, 25, 26.5-30℃

0.0-1.0

500, 600, 700 kg·m-2s-1

Table 2. Specifications of the measuring instruments

Instruments

Range

Accuracy

Thermocouple

-200℃ - 200℃

±0.1℃

Pressure transducer

-14.7 -3000 psig

±0.13% full scale

Mass flow meter for brine-side

0 -300 kg·min-1

±0.1%

Mass flow meter for CO$_{2}$-side

0 -18 kg·min-1

±0.2%

Mass flow meter for preheater

0 -300 kg·min-1

±0.2%

Differential pressure transducer

0 -10 kPa

±0.05% full scale

시험부 전체에 걸쳐 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 입구 건도는 식(2)에 의해 계산되었다. 시험부에서 혼합물의 입구 엔탈피는 예열기 입구의 과냉각 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 압력과 온도 및 예열기의 열전달률을 측정하여 얻었고, 출구 건도, x$_{test,out}$은 식(3)에 의해 얻었다. 각 항의 열 전달량은 브라인 용액의 질량유량 및 온도 차이를 이용하여 계산하였다.

(2)
$x_{test,\:i n}=(i_{test,\:i n}-i_{f})/i_{fg}$

(3)
$x_{test,\:out}=x_{test,\:i n}-\dot q_{test}/(\dot m_{CO_{2}}\bullet i_{fg})$

열전달계수의 불확도는 NIST(National Institute of Standards and Technology)(10)에서 제시한 방법에 따라 EES(Engineering Equation Solver)를 이용하여 계산하였다. 식(4)는 X의 측정값으로부터 Y의 계산값의 불확실성을 설명한다. 측정값의 불확도인 UY는 측정기기의 오류와 측정값에 대한 계산된 값의 민감도에 의존했다. 입구 건도의 불확도는 최소 ±1.93%와 최대 ±5.17%를 보였다. 또한 응축 열전달계수의 불확도는 ±6.19%와 ±16.7% 사이의 값으로 나타났다. 실험에 앞서 순수 CO$_{2}$를 이용하여 브라인 측과 CO$_{2}$ 측 사이의 열평형은 ±5% 미만의 조건에서 측정되었음을 확인하였다. Table 2는 다양한 측정 장비의 측정정확도를 나타낸다.

(4)
$U_{Y}=\sqrt{\sum^{i}(\dfrac{\sigma Y}{\sigma X_{i}})^{2}U_{X_{i}}^{2}}$

3. 실험 결과

3.1 응축 열전달계수

Fig. 3과 같이 Taitel and Dukler 유동양식선도(11)를 이용하여 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 이상유동양식을 예측하였다. 본 실험이 임계점 부근에서 수행했지만, Jang and Hrnjak(12)은 6.10 mm 평활관에서 이산화탄소의 응축 흐름 상태를 연구하며 Taitel and Dukler 유동양식맵이 25개의 관측 중 19개를 정확하게 예측했다고 언급했다. Fig. 3과 같이 이산화탄소와 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 중에 대부분 데이터는 환상 영역에 표시되었고, 간헐 유동 영역에는 몇 개의 데이터만 표시되었다. 따라서, 본 연구에서는 이산화탄소와 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 열전달 및 압력강하 특성에 대해 환상 흐름 유동이 지배적인 현상으로 설명하였다. 실제 수송의 평균 질량유속이 1305 kg·m-2s-1 임을 고려할 때(13) 이산화탄소 수송 중 이상상태가 발생한다면 환상 유동이 지배적일 것이라 판단된다.

Fig. 4는 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 메탄 몰분율이 열전달계수에 미치는 영향을 보여준다. 실험은 응축 온도 20~30℃, 질량 유속 500 kg·m-2s-1이다. Fig. 5(a)와 같이 메탄의 몰분율을 1%, 3% 및 5%로 설정할 때 순수 이산화탄소의 평균 열전달계수를 기준으로 열전달계수 평균은 4.97%, 5.25%, 19.9% 각각 낮았다. Table 3과 같이 소량의 메탄변화에도 혼합물의 열물성이 크게 변화함을 볼 수 있다. 순수 이산화탄소의 평균 열전달계수는 3.04 kW·m-2K-1이다. 건도가 0.9에서 0.3으로 감소함에 따라 이산화탄소 혼합물의 열전달계수는 23.5% 감소했다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물에서 메탄의 몰분율을 1%에서 5%로 증가시키면 응축 열전달계수가 감소했다. Fig. 3에 나타낸 바와 같이 환상류의 경우 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축은 관 벽에 있는 액막의 계면에서 일어난다. 액막과 증기 사이의 계면에서의 응축 때문에 계면 근처에 있는 증기가 계면에서 떨어진 곳보다 적다. 계면 부근의 증기량과

Fig. 3 Experimental data of CO$_{2}$ mixture on the flow regime map by Taitel and Dukler.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig3.png

Fig. 4 Variation of heat transfer coefficient with CH$_{4}$ mole fraction (a) 20℃ (b) 25℃ (c) 26.5-30℃.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig4.png

불응축 가스 분포는 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 증기-액체 계면에서 이산화탄소 증기 부분압력의 감소를 유발하여 액막의 응축 온도를 낮춘다. 계면에서의 응축 온도가 감소함에 따라 동일한 브라인 온도 조건에서 응축이 활발하게 발생하지 못하고, 계면에 대한 이산화탄소 증기의 확산계수가 낮아졌다. 이러한 현상은 불응축 가스가 있을 때 계면에서의 응축 열전달계수를 낮춘다. 또한, 불응축성 가스의 응축 열전달계수에 대한 이러한 영향은 불응축성 가스의 양이 증가함에 따라 유의하게 된다. 건도가 감소함에 따라 열전달계수가 감소하였으며, 이러한 경향은 건도가 감소함에 따라 액상과 증기상 사이의 계면 전단응력이 감소함에 따른 것으로 설명할 수 있다. Soliman et al.(14)은 응축 열전달 계수에 대한 Nusselt 수가 계면 전단 응력의 제곱근에 비례한다는 모델을 식(5)와 (6)과 같이 제시하였다. Fig. 5(b)는 같은 조건에서 응축 온도 25℃에서 열전달계수의 변동을 나타낸다. 이산화탄소 혼합물에서 메탄의 몰분율을 1%에서 3%, 5%로 변경했을 때 열전달계수의 평균은 각각 0.84%, 4.98%, 16.3% 감소했다. 응축 온도 30℃에서 메탄의 몰분율이 1%에서 5%로 증가했을 때 Fig. 5(c)와 같이 평균 열전달계수는 12.5% 감소했다.

(5)
$\tau_{i}^{*}=\dfrac{\tau}{\rho_{f}(gv_{f})^{2/s}}$

(6)
$N u_{sd}=0.036Pr_{l}^{0.65}(\tau_{i}^{*})^{1/2}$

Fig. 5는 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 온도가 열전달계수에 미치는 영향을 보여준다. 실험은 1~5%의 CH$_{4}$ 몰분율, 500 kg·m-2s-1의 질량 유속, 4°C의 해수 온도를 모사한 브라인 온도에서 수행되었다. Fig. 5(a)는 응축 온도가 증가함에 따라 열전달계수가 감소함을 보여준다. 응축 온도가 20~30°C로 증가하면 평균 열전달계수는 16.3% 감소하였다. 이산화탄소 혼합물의 건도가 감소함에 따라 열전달계수가 감소하였고 감소 범위는 29.8 ~ 46.2%이다. 열전달계수는 응축 온도가 감소함에 따라 증가하였으며, 이산화탄소 혼합물의 열 물성과 관련이 있다. Table 3에 나타났듯 응축 온도가 증가함에 따라 액체와 증기의 밀도 비율은 감소하였다. 액체와 증기의 밀도 비를 증가시키면 증기상과 액체상 사이의 속도차가 증가한다. 속도차가 증가할수록 계면 전단응력도 증가한다. 이 현상은 Ueda et al.(15)의 실험 결과에 의해 확인할 수 있다. 관 내 증기의 내부 흐름 응축의 경우, 동일한 레이놀즈수에서 무차원 계면 전단응력이 증가함에 따라 Nusselt 수는 눈에 띄게 증가하였다. Kelvin-Helmholtz 불안정성과 같은 계면 불안정성은 액체와 증기 사이의 속도차가 증가함에 따라 현저하게

Table 3. Variation of thermophysical properties of CO$_{2}$ mixtures with condensation temperature

Fluid

Condensation temperature(℃)

Thermal conductivity of liquid (W·m-1K-1)

Density ratio of liquid to vapor (-)

Surface tension (mN·m-1)

Viscosity of Liquid ($\mu$ Pa·s)

Pure CO$_{2}$

20

0.085

3.982

1.203

66.148

25

0.081

2.927

0.552

57.048

30

0.095

1.719

0.054

43.768

CO$_{2}$+CH$_{4}$(1%)

20

0.083

3.824

1.069

63.844

25

0.079

2.762

0.435

54.426

30

0.094

1.441

-

38.754

CO$_{2}$+CH$_{4}$(3%)

20

0.08

3.497

0.802

59.098

25

0.076

2.404

0.207

48.728

28

0.077

1.067

-

39.069

CO$_{2}$+CH$_{4}$(5%)

20

0.076

3.153

0.568

54.151

25

0.072

1.991

0.034

42.228

26.5

0.071

0.996

-

36.691

증가한다는 것은 잘 알려져 있다. 이러한 불안정성 증가는 계면 전단과 관련하여 응축 열전달계수를 크게 증가시킬 수 있다. 응축 열전달계수에 영향을 미치는 또 다른 요인은 액막의 열전도율이다. 응축 온도가 증가함에 따라 Table 3과 같이 액막의 열전도는 감소하며, 이로 인해 응축 열전달계수가 낮아지고 응축 온도가 높아졌다. Figs. 5(b), 5(c), 5(d)는 동일한 온도 조건에서 순수 이산화탄소의 열전달계수에 대해 유사한 결과를 보여준다. 응축 온도가 20°C에서 30°C로 변했을 때, 열전달계수는 그림에서와 같이 19.9% 감소하였다. 또한, Figs. 5(c), 5(d)의 경우, 응축 온도가 증가함에 따라 이산화탄소 혼합물의 열전달계수가 감소하였고, 그 비율은 각각 15.5%와 3.01%였다.

Fig. 6은 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 질량 유속이 응축 열전달계수에 미치는 영향을 나타낸다. 질량 유속은 500, 600, 700 kg·m-2s-1으로 설정하였고, 응축 온도는 20℃에서 30℃, 메탄 몰분율은 3%에서 실험을 진행하였다. Fig. 6(a)는 20℃의 응축 온도에서 순수 이산화탄소와 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 열전달계수를 비교하였다. 질량 유속이 500 kg·m-2s-1인 경우를 기준으로 600, 700 kg·m-2s-1로 변화시켰을 때 순수 이산화탄소의 평균 열전달계수는 각각 19.4%, 26.4% 증가하였다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 경우 질량 유속 조건이 500 kg·m-2s-1인 평균 열전달계수를 기준으로 16.4%, 21.6%로 각각 더 높게 계산되었다. Figs. 6(b), 6(c)는 응축 열전달계수의 경향을 Fig. 6(a)과 유사하게 나타낸다.

Fig. 5 Variation of heat transfer coefficient with condensation temperature (a) 0% (pure CO$_{2}$) (b) 1% (c) 3% (d) 5%.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig5.png

Fig. 6 Variation of heat transfer coefficient with mass flux (a) 20℃ (b) 25℃ (c) 28℃ - 30℃.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig6.png

../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig6-c.png

3.2 압력강하

이산화탄소 혼합물의 메탄 몰분율에 따른 평균 압력 강하는 Fig. 7에 나타냈다. 실험은 20~30℃의 응축 온도, 500 kg·m-2s-1의 질량 유속, 4℃의 브라인 온도에서 수행하였다. 압력강하는 메탄의 몰분율 증가에 따라 각 응축 온도에서 감소하였다. 이산화탄소 혼합물의 메탄 몰분율이 1%에서 3%, 5%로 증가함에 따라 압력강하는 순수 이산화탄소의 몰분율을 기준으로 응축 온도가 20℃일 때와 비교하여 각각 30.3%, 44.5%, 54.5%로 측정되었고, 응축 온도가 25℃일 때 같은 조건에서 각각 응축 온도가 20℃일 때와 비교하여 40.3%, 42.2%, 77.3% 감소하였다. 이산화탄소 혼합물의 응축 온도가 26.5℃에서 30℃로 증가하며 메탄 몰분율이 순수 이산화탄소를 기준으로 1%에서 3%로, 5%로 증가함에 따라 압력강하는 각각 83.9%, 85.3%, 79.2% 감소하였다. 압력강하량은 모든 혼합물에서 메탄의 몰분율이 증가할수록 감소하였다. Fig. 8에 나타낸 바와 같이 메탄 몰분율의 증가로 밀도비가 감소하는 것을 볼 수 있다. 이에 따라, 불순물의 증가에 따라 액상 유동과 기상의 속도가 현저히 감소하여, 불순물의 높은 몰분율에 대해 낮은 압력강하를 초래한다.

Fig. 9는 평균 압력강하에 응축 온도의 영향을 나타낸다. 순수 이산화탄소의 경우 온도가 20℃에서 30℃로 증가했을 때 평균 압력 강하량은 68.4% 감소하였다. 응축 온도가 20℃에서 30℃로 변했을 때, 메탄의 몰분율 1%와 3%에서 평균 압력강하는 각각 68.4%, 92.7% 감소하였다. 응축 온도가 20℃에서 26.5℃로 증가하면 평균 압력강하는 60.4% 감소하였고, 응축 온도가 25℃에서 26.5℃로 증가함에 따라 메탄의 5%의 몰분율에 대해서는

Fig. 7 Variation of pressure drop with CH$_{4}$ mole fraction.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig7.png

Fig. 8 Variation of density ratio of liquid to vapor with condensation temperature.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig8.png

Fig. 9 Variation of pressure drop with condensation temperature.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig9.png

Fig. 10 Variation of pressure drop with mass flux.
../../Resources/sarek/KJACR.2022.34.1.010/fig10.png

95.1%로 감소했다. 모든 혼합물의 20℃에서 압력강하는 25℃, 26.5℃, 30℃에서 보다 높았다. 응축 온도가 압력 강하에 미치는 영향은 응축 열전달계수를 설명하는 데 사용되는 것과 동일한 해석을 할 수 있다. 응축 온도가 증가함에 따라 비차원적 면간 전단응력이 감소하여 압력강하가 감소하였다. 또한, 응축 온도가 증가함에 따라 액막의 점도가 감소하는 것도 중요한 원인이다.

순수 이산화탄소와 메탄 3% CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물을 이용하여 평균 압력강하에 미치는 질량 유속의 영향을 살펴보았고 그 결과는 Fig. 10과 같다. 예상대로 100 kg·m-2s-1의 간격을 두고 질량 유속이 증가하면 모든 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물에서 압력강하가 증가하였다. 질량 유속이 500 kg·m-2s-1 로 변화할 때, 모든 응축 온도에서 순수 이산화탄소의 평균 압력강하가 56% 증가하였다. 또한 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 증가율은 66.4%였다.

4. 결 론

순수 이산화탄소와 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 관내 응축 열전달 특성을 CCS 공정에 대한 해상 수송 조건에서 실험적으로 고찰하였다. 관내 수송 중 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 열전달계수는 불순물 함량의 증가에 따라 약 10%, 응축압력의 증가에 따라 약 30.8% 감소하는 경향을 보이며, 질량유속의 증가에 따라 19%가량 증가하는 경향을 보였다. 또, 압력강하는 불순물 함량의 증가에 따라 약 59.7%, 응축압력의 증가에 따라 약 79.15% 감소하는 경향을 보였고, 질량유량의 증가에 따라 66.4% 증가하는 경향을 보였다. 혼합물 중 메탄 몰분율이 증가하면 CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 열전달계수는 혼합물의 열적 특성과 액막응축에 대한 비응축성 가스의 영향으로 인해 감소했다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 응축 온도가 증가함에 따라 액체와 증기 간 낮은 밀도비, 계면전단 응력 감소, 계면운동의 감소 등으로 열전달계수가 감소했다. CO$_{2}$+CH$_{4}$ 혼합물의 압력 강하는 CH$_{4}$ 몰분율이 감소함에 따라 증가했지만, 응축 온도가 감소함에 따라 압력 강하가 증가하였다. 메탄의 몰분율과 응축 온도가 압력강하에 미치는 영향은 액상과 기상 사이의 속도 차이로 잘 설명할 수 있다.

후 기

본 연구는 교육과학기술부(NRF-2016R1D1A1B02010075)가 후원하는 한국연구재단(NRF)을 통해 기초과학연구 프로그램의 지원을 받았다.

References

1 
IEA , 2011, World Energy Outlook, OECD/IEA, LondonGoogle Search
2 
IEA , 2016, 20 Years of carbon capture and storage: Accelerating future deployment, OECD/IEA, ParisGoogle Search
3 
IPCC , , Climate Change 2014: Synthesis Report, in: Core Writing Team, R. K. Pachauri, L. A. Meyer (Eds), Contribution of Working Groups, Ⅰ, Ⅱ and Ⅲ to the Fifth Assessment Report of the Intergovernmental Panel on Climate Change, IPCC, Geneva, Switzeland, pp. 151Google Search
4 
Baik W., Yun R., 2019, In-tube Condensation heat transfer characteristics of CO$_{2}$ with N$_{2}$ at near critical pressure, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 144, pp. 118628DOI
5 
Lee W., Yun R., 2018, In-tube convective heat transfer characteristics of CO$_{2}$ mixturesinapipeline, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 125, pp. 350-356DOI
6 
Longo G. A., Mancin S., Righetti G., Zilio C., 2019, Saturated vapor condensation of R134a inside a 4mm LD horizontal smooth tube: Comparison with the low GWP substitutes R152a, R1234yf and R1234ze(E), international journal of heat and mass transfer, Vol. 133, pp. 461-473Google Search
7 
Minkowycz W. J., Sparrow E.M., 1966, Condensation heat transfer in the presence of noncondensables, interfacial resistance, superheating, variable properties, and diffusion, International of Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 9, No. 10, pp. 1125-1144DOI
8 
Lee W., Yun R., 2018, In-tube convective heat transfer characteristics of CO$_{2}$ mixtures in apipeline, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 125, pp. 350-356DOI
9 
Lemmon E. W., Huber M. L., Mclinden M. O., 2013, Reference fluid thermodynamic and transport properties (REFPROP) version 9.1 user’s guide, National Institute of Standards and TechnologyGoogle Search
10 
Taylor N. N., Kuyatt C. E., 1994, Guidelines for evaluating and expressing the uncertainty of NIST measurement results, NIST Technical Note 1297Google Search
11 
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, pp. 47-55DOI
12 
Jang J., Hrnjak H. S., 2004, University of Illinois at Urbana-Champaign, ACRC CR-56Google Search
13 
Peletiri S. P., Rahmanian N., Mujtaba I. M., 2018, CO$_{2}$ Pipeline Design: A Review, Energies, Vol. 11, No. 9, pp. 2184DOI
14 
Soliman M., Schuster J. R., Berenson P. J., 1968, A general heat transfer correlation for annular flow condensation, Journal of Heat Transfer, Vol. 90, pp. 267-276DOI
15 
Ueda T Kubo T., Inoue M., 1976, Heat transfer for steam condensing inside a vertical tube, Proc. 5th Int Heat Transfer Conference, Vol. 3, pp. 304-308DOI