[완-274-6_서지스캔요]RR [1].hwp

Transcription

1 최종보고서 KAERI/RR-2821/2006 원자력수소핵심기술개발 Development of Key Technology for Nuclear Hydrogen 원자력수소기술종합 Technical Integration of Nuclear Hydrogen Production Technology 연구기관 한국원자력연구원 과학기술부

2 제출문 과학기술부장관귀하 본보고서를 원자력수소핵심기술개발에관한연구 과제 ( 세부과제 원자력수소기술종합에관한연구 ) 의보고서로제출합니다 주관연구기관명 주관연구책임자 : 한국원자력연구원 : 이기영 연구원 : 장종화, 박종균, 신영준, 김종호, 위명환, 김용희, 탁남일, : 신희성, 송순자, 이태훈, 조창근, 최재혁, 양경진, 이윤희, : 장지운, 구일교 - 1 -

3 - 2 -

4 편집순서 3 보고서초록과제관리번호 해당단계연구기간 ~ 단계구분 1 / 1 연구사업명 중사업명원자력연구개발사업세부사업명원자력연구개발중장기계획사업 연구과제명 대과제명원자력수소핵심기술개발세부과제명원자력수소기술종합 연구책임자 이기영 해당단계총 : 명정부 : 1,426,000 천원해당단계참여연구원내부 : 7.64 명기업 : 천원연구비수외부 : 6.00 명계 : 1,426,000 천원 연구기관명 한국원자력연구원 및소속부서명 원자력수소기술개발단 / 기술총괄팀 참여기업명 국제공동연구상대국명 : 상대국연구기관명 : 위탁연구 연구기관명 : 연구책임자 : 요약 ( 연구결과를중심으로개조식 500 자이내 ) 연구목표및내용 - 수소생산시스템핵심연구달성도평가방법론개발 - 수소생산시스템성능및경제성분석 - 수소생산공정평가기술확보 보고서면수 연구결과 - 핵심연구달성도평가테이블완성 - 수소생산단가계산프로그램개발 - 핵심연구연계표작성및공정에적용 - 품질보증계획서및절차서발간 - EED-SI 공정물질수지및에너지수지작성 - 공정효율에따른멤브레인반응기의개수, 연결방식, HI 용액의농축속도등평가 - 분젠반응공정, 황산분해공정, 요오드화수소분해공정에대한공정도및스프레드시트생산 - 황산용액증류공정에대한전산코드개발 - SO3 분해공정, HI 용액농축공정해석전산코드개발 - GA 공동연구및 INET 공동연구지원 281 색인어 ( 각 5 개이상 ) 한글 영어 초고온가스로, 수소생산, 안전성평가, 경제성평가, 요오드-황공정, 품질보증시스템 VHTR, Hydorgen Production, Safety Evaluation, Economics Evaluation, IS Process, QMS - 3 -

5 - 4 -

6 요약문 I 제목 원자력수소기술종합 II 연구개발목적및필요성 본연구의목적은원자력수소생산시스템에대한핵심연구달성도평가와수소생산 공정에대한성능분석, 동특성해석코드개발및경제성분석이다. 원자력수소사업은미래청정에너지개발을목적으로원자력에너지를이용한수소생산기술의개발을목표로하고있다. 본사업의성공적인추진을위하여 Gen-IV의안전성, 경제성, 지속성, 핵확산저항성등관점에서의목표달성도를평가하는것이매우중요하다. 경제적인원자력수소의대량생산을위한시스템과정상및과도상태의운전절차를개발하기위해서는수소생산공정에대한코드개발이반드시이루어져야한다. 또한다양한수소생산공정에대한기술성및경제성을평가하여원자력수소생산에최적인공정을개발하여야한다. III 연구개발내용및범위 수소생산시스템핵심연구달성도평가방법론개발 - Safety, Economics, Sustainability, Proliferation resistance 평가방법론개발 - 핵심연구간연계항목및현안도출 - 핵심연구공정및품질관리기법개발 수소생산시스템성능및경제성분석 - 전기투석법 IS 열화학공정효율평가 - 5 -

7 수소생산공정평가기술확보 - 상용코드내장모델 / 개발모델에의한 IS 공정모사 - IS 공정 / 장치동특성모델개발 IV 연구개발결과 수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 GIF 성능 목표 대비 현재 개발 중인 핵심기술의 달성도 평가를 위해 Gen-IV 의 VHTR R&D Steering com mittee에서 발간한 SRP( System Research Plan) 의 R&D 항목들을 기준으로 평가 항목을 도출함. 도출된 평가 항목들 가운데 지난 2005년 예비 설정한 NHDD 개념들과 부합된 필수 R&D 항목을 선정하여 연구 수행 과정 ( 연차, 단계 ) 중 최종 목표대비 달성도 평가가 이루어질 수 있도록 평가항목을 세분 화함. 경제성에대한 달성도 평가를 위해 원자력수소제조 단가 계산 방법론을 개발 / 확 보하여, 다른 에너지원을 이용한 수소제조단가와 비교 평가를 수행함. GIF EMWG 에서 개발한 G4-ECONS 프로그램을 바탕으로 초고온가스로의 수소 생산 단가를 평가할 수 있는 프로그램을 개발함. 원자력수소의 경제성 평가를 위해 개발된 프로 그램은 항목들에 대하여 자유로운 변화가 가능하므로 향후 설계 및 건설될 실증로 뿐만 아니라 물론 변화하는 원자로의 용량 및 종류에 따른 수소 생산 단가 평가에 적용될 수 있음. 수소생산시스템핵심연구에 기술 분야 간 연계항목을 도출하고 연계일정표를 완 성하였음. 이 결과는 핵심 연구 공정에 반영되어 품질보증시스템에 기반을 둔 R&D 네트워크 구성에 적용되었음. QMS 지침서내용중에서 R&D 계획단계에서충족되어야할사항에대해서조 사하고 NHDD 프로젝트과제의 WBS에접목할방안을제안함. QMS 기반연구개 발계획에대한지침으로 GIF QMS 수립, 운영및목적에대한내용과 QMS에서 요구하는연구개발계획서의작성요건들을제안함. 업무효율화도구로사용되는 업무추진구조도, 책임분석표, 간트차트등의기능과활용방안을 WBS(Work B reakdow n S tructure) 작성에적용함으로써 WBS의기능, 구성, 작성원칙을확립 함. 제 4 세대원자력시스템의 G IF ( G eneration Ⅳ International F orum ) Policy Group은 QMS(Quality Management System) 를수립하고승인과정중임. 이에 따라 Policy G roup에서는모든 R&D 활동에대하여적절한품질관리원리의 - 6 -

8 적용및실행할것을권고하는지침을발표함. 이지침을기본으로하여, 원자력수소핵심기술개발과제를통해초고온가스로핵심설계기술개발을이루는데필요한기본적인 R&D 품질관리기법을개발함. 본과제에서생산되는연구결과에대한 R&D 품질보증계획서및 R&D 품질보증절차서를초안작성하고, 이를시범운용함으로써, 문제점및해결방안도출함. 원자력수소핵심기술개발과제에대한 R&D 품질보증계획및절차서를각부서에배포하고이를내부적으로예비운영중임. 수소생산시스템성능평가 한국에서채택코자하는전기투석장치와 HI 멤브레인분해반응기를대표장치로하는 EED-SI 공정에대한수소생산열효율평가를하기위하여계통의핵심장치들에대한컴퓨터모사를하였음. 조사된결과를바탕으로 200MW th 급 EED-SI공정을설정하였음. 설정한공정모델에대한물질수지와열수지를계산하고최종적으로 EED-SI공정열효율을평가하였음. EED-SI공정의열효율을평가함에있어, 현재한국에너지기술연구원에서개발중인전해-전기투석장치 (EED) 의성능을매개변수로한 EED-SI공정의열효율변위를조사함으로써장치개발의방향을제시하였음. 외국유사연구결과및국내협력연구기관 ( KIER, KIS T) 의실험결과를근간으로평가코드용입력자료에대한 DB를수정보완함. 상용코드및독자개발코드 ( IS 공정 / 장치동특성모델개발 연구수행과정에서개발한코드 ) 를이용하여장치들의정상상태특성을조사하고이를바탕으로 GA사발표 SI공정을단순화함과동시에 HI용액반응증류-SI공정 을 EED-SI공정 으로변환하여열효율을평가함. 수소생산공정평가기술확보 IS 공정을구성하는분젠반응공정, 황산분해공정, 요오드화수소분해공정을대상으로상용코드를이용한모사를통하여각각의공정도및구성장치별스프레드시트생산 Sulfur Iodine 수소생산공정중 H 2 SO 4 -H 2 O의 2 성분계로이루어진증류공정을수학적으로모델링하고이를기반으로동적및정적거동현상에대한전산모사를수행하였음. SI 열화학공정중 SO 3 분해공정에대한동적거동현상을전산모사하였음. HI-I 2 -H 2 O 3성분계증발농축해석을위한기체-액체상평형 DB를구축하였음. HI 농축공정에서는 H 2 O, HI 및 I 2 의 3 성분계의증류탑에대한평형상태공정을 ASPEN 코드의결과를참조하여, 전산프로그램을개발하였음. 또한이를바탕으 - 7 -

9 로동특성해석코드를개발하여평형상태에접근함을확인함. 각동특성해석코드의결과물시각화는프로그램 C ++ 를기반으로 Measurem -ents 프로그램을사용하여구현하였음. H 2 SO 4 -H 2 O의 2성분계에대한증류공정의동적거동현상을전산모사기위해서끓는점, 정압열용량및기화열데이터들은 Perry's handb ook( 7판 ) 과 HS C Chemistry(Ver. 5.1) 내의 Database를이용하였으며, 전산코드적용에용이하도록각각의상관방정식들을도출하였음. SO 3 가 SO 2 로분리되기위한조건은고온이필요함. 따라서 SO 3 분해장치의모델은상단은열전달물질인 He 가스가 880 의온도로입력되고하단은 527 의 process gas(so 3 포함 ) 가흘러가는형태로수립하고두물질이만나는영역에서열전달이일어나는것으로하였음. HI-I 2 -H 2 O 3성분계의끓는점, 공비점, 기체-액체상평형 DB를확보함으로써 HI 용액농축장치의정상상태및동적상태를모사할수있는준비를갖추었음. 증류탑내부의각단에서의액체보유량 (liquid holdup) 이시간에따라변하고액상은완전혼합 (Perfecting mixing) 을이루며탑전체에대한압력손실은없는것으로가정한동적모델을하였으며전산모사중에있음. 국제공동연구 지원 한-중공동기술협력으로 2005년 5월부터 2006년 4월까지 INET로부터받은 HTR - 1 0의실험자료와설계자료를바탕으로코드검증을수행하였음. 2006년도에는 2회에걸쳐공동운영위원회를개최하였고한국의 NHDD 핵심기술연구와중국의 HTR- PM관련연구결과에대하여 Workshop을개최하였음. 추가기술협력으로 HTR - PM의고온가스배관 (HGD) 의설계및해석방법론에대한기술협력을협의중이고 2007년 4월제7차운영위원회에서기술협의를하기로함. 초고온가스로의핵심요소기술개발을위해 5개연구항목에대해서공동연구를 2006년 1월부터착수하였음. 2006년 12월제4차공동연구센터운영위원회에서는추가로 2개항목의기술협력을추진하기로합의하였음. 최근미국의텍사스대학은 HT 3 R(High Temperature Teaching and Tes t Reactor) 이라는연구용초고온가스로를건설하기로결정하였으며, GA사와원자력연구원이설계참여하기로합의되었음. V 연구개발결과의활용계획 원자력수소생산용고온가스로및수소생산공정프로세스의핵심기술을개발하는데 Gen-IV 의안전성, 경제성, 핵확산저항성등관점에서의목표달성도를평가하여산업체가 - 8 -

10 주도하는실증사업의설계의입력자료로활용함으로써설계의효율성과신뢰성이향상 될것임. 또한수소생산공정평가기술을개발결과는 IS 공정효율을예측평가하는데활 용될예정임

11 - 10 -

12 SUMMARY I. Title Technical Integration of Nuclear Hydrogen Production Technology II. Objectives and Motives of Research and Development These works focus on the development of attainment indices for nuclear hydrogen key technologies, the analysis of the hydrogen production process and the performance estimation for hydrogen production systems, and the assessment of the nuclear hydrogen production economy. Nuclear Hydrogen Project is aim to develop the technologies for hydrogen production system using nuclear energy. To promote this project successfully, it is essential to estimate the attainments of the key technologies in the point of view of the safety, the economics, the sustainability and the proliferation resistance including physical protection of Gen-Ⅳ nuclear system. The codes for analyzing the hydrogen production process should be essentially developed for achieving the mass production of economical and efficient nuclear hydrogen. The optimization for the production processes and the systems should be also estimated in a point of the feasibility of the technologies for the hydrogen production systems and economical efficiency. III. Scope and Contents of Research and Development Development of the attainment indices for the nuclear Hydrogen key technologies - Development of the attainment indices for the safety, the economics, the sustainability and the proliferation resistance including physical protection for Gen-Ⅳ nuclear system

13 - Selections of linked technologies: deduction interaction items and pending questions among researches - Documentary QMS and research breakdown structure for key technologies Performance of the hydrogen production system and assessment of the nuclear hydrogen production economy - Estimation of the efficiency fur EED-SI the thermo-chemical process - Assessment of the nuclear hydrogen production economy Achievement of the technologies for numerically analyzing the hydrogen production process - Simulation of the SI process using the commercial and developed codes - Development of a model for dynamic analysis of SI process and systems IV. Results Development of the attainment indices for the nuclear hydrogen key technologies To estimate the attainment of the key technologies in progress with the performance goals of GIF, Itemized are the attainment indices based on SRP (System Research Plan) published in VHTH R&D steering committee of GEN-Ⅳ. For assessing the degree of attainments in comparison with the final goals of VHTR technologies in progress of researches, subdivided are the prerequisite items confirmed to the NHDD concepts establishes in a preconceptual design in To estimate the attainment for hydrogen production economy, the codes for analyzing the hydrogen production economy are developed for calculating the unit production cost of nuclear hydrogen and those results are used to compare the economy of nuclear hydrogen with that of the other energy source. The codes base on G4-ECONS program in GIF EMWG which is however developed on the purpose of estimating the economy of electric power. The developed code is a new version of the G4-ECONS modified in a purpose of estimating the until production cost of nuclear hydrogen, Moreover, the new code has the

14 flexibility coping with the amendments of the designs of nuclear and hydrogen production plants, the capacity of the hydrogen production and the type of nuclear systems. Interaction items between key technologies are selected and completed interaction schedules. The results were applied to R&D network structure based on quality assurance systems, Proposed are the items requisitely contained in R&D work plan under the direction of QMS (Quality Management System) guideline, The guide for R&D work plan based on QMS, guideline contains not only the founding, principles and WBS`s functions based on QMS, but also the necessary facts for adhering to the QMS principles. The guide contains the work executed structure diagram, the analysis table fur responsibilities of all kinds of works and Gantt`s charts in details. GIF Policy Group established QMS guidelines recommended application and execution of adequate quality management principle. We developed applied R&D quality management methodology to meet design technology of VHTR's needs. so, we made out R&D Quality Assurance Manuals and R&D Quality Assurance procedures drafts on the project. By putting it in practice, we derived some problems and solutions. We distributed R&D QAM and R&D QAP to each teams and are in operation. Performance estimation of the hydrogen production systems Computer simulations are performed for estimating the thermal efficiency for the electrodialysis component likely to adapting as one of the hydrogen production system in Korea and EED-SI process known as the key components of the hydrogen production system. The results of simulations show that the EED-SI process is mord efficient than process using the electrodialysis. The computer simulations are used for estimating the material balance, thermal balance and, the thermal efficiency for the EED-SI process. In estimating the thermal efficiency of the EED-SI process, it has been considered to various kinds of parameters related to the performance of the EED systems developing in KEARI. So the results of the simulations can be directly used for offering the directions

15 of the design and development of key components in KIER. The databases for the computer simulations were corrected and complemented by using the results of the recent overseas researches and experimental results performed in KERI and KIST, co-research institutes. The commercial and developed codes for computer simulations were used for investigating the chemical characteristics in a steady state for the components of the SI chemical process systems. And those results were applied to simplify the SI process proposed by GA and estimate the thermal efficiency for EED-SI process which is a process incorporating and then modifying both the reaction and distillation process for HI solution and SI process developed by GA. Development of the technologies for analyzing the hydrogen production process Using the commercial codes, the process diagrams and the spread-sheets were produced for the Bunsen reaction process, Sulphuric Acid dissolution process and HI dissolution process, respectively, which are the key components composing of the SI process. Performed was the mathematical modeling for the distillation process composed of two ingredients, H 2 SO 4 and H 2 O, which is one of the key elements in SI process. The computer simulations using the mathematical model were performed for analyzing the dynamic and the steady state phenomenon. Dynamic analysis for the SO 3 dissolution process which is one of the SI thermo-chemical process is also performed. The state-equilibrium DB for the gas-liquid phase has builded up for analyzing the enrichment process of the three ingredient system, HI-I 2 -H 2 O. For the process of HI enrichment, the codes for computer simulations referring to ASPEN codes were developed for analyzing the equilibrium state of three ingredients system, H 2 O, HI and I 2. The results for the dynamic analysis show that the system converges to a

16 equilibrium state very well. The measurements program developed in this work based on visual C++ properly visualized the results of the dynamic analysis. The dynamic phenomena for the distillation process of two ingredients system composed of H 2 SO 4 and H 2 O, were analyzed by using developed codes for computer simulation. In these simulations, the material properties such as the boiling point, the thermal capacity in constant pressure and the evaporation heat referred to Perry`s Handbook (7 th Ed.) and HSC Chemistry (Version 5.1). The corelation equations for the material properties were deduced for performing simulations without difficulty. Separating SO 3 to SO 2 needs the thermal energy over 880 o C. In the simulation model for the SO 3 dissolution systems, it was supposed that He gas flows the upper portion of the system in 880 o C while the process gas and SO 3 flows the lower one of the system in 527 o C, in white the thermal energy transfers in the boundary surface from the matter with high temperature. He gas, to matter white with low one, SO 3 A collection of date, database for the material properties such as the boiling point, the azeotropic point and the equilibrium state of the gas-liquid mixture of HI-I 2 -H 2 O will be used for analyzing the steady-state and the dynamic phenomena in the system for HI solution enrichment. Support of international joint researches Based on the experimental results and the database for nuclear for HTR-10, which were delivered in Korea-China technology cooperation from May 2005 to April 2006, the verification of the codes appliable to the high temperature nuclear reactor was performed. The biannual SCM (Steering Committee Meetings) help in Korea and China in 2006, respectively, and help a workshop for presenting the results of key technologies for NHDD in Korea and ones for HTR-PM in China. In addition, the technology cooperation for the design and the analysis for HGD (Hot Gas Duct) of HTR-PM as a new item of the cooperation are nuclear discussion. There is a plan to specific in 7 th SCM in April

17 we started cooperation research in about 5 research items in Korea-US technology cooperation. We came to a agreement about additional 2 research items in 4 th SCM ( ). Recently TEXAS university decided to build a HT 3 R(research for VHTR). GA consented to do pre-conceptual design. V. Application Fields Development of the attainment indices for nuclear hydrogen key technologies could improve the efficiency and the reliability for the designs of the nuclear hydrogen system in demonstration phase leaded by government and the industrial companies, because those kinds of the results could be directly applied to the designs of the nuclear hydrogen systems as well as obtaining the license for the designs. The results for the hydrogen production process are going to be used in the prediction and estimation of IS process efficiency

18 CONTENTS Presentation 1 Abstract 3 Summary in Korean 5 Summary in English 11 Table Captions 25 Figure Captions 28 Chapter 1. Survey 33 Section 1. Motives and objectives Motives and necessities of researches Objective of researches 34 Section 2. Contents of research and development Development of attainment indices for nuclear hydrogen key technologies Modeling of hydrogen production process and performance estimation for hydrogen production systems Support of international joint researches 35 Section 3. Strategies for researches Development of attainment indices for nuclear hydrogen key technologies Modeling of hydrogen production process and performance estimation for hydrogen production systems Support of international joint researches 38 Chapter 2. Status for domestic and foreign technologies for nuclear hydrogen systems 39 Section 1. VHTR technologies

19 Section 2. Hydrogen production technologies 40 Section 3. Foreign nuclear hydrogen development 41 Chapter 3. Results and Discussions 49 Section 1. Development of attainment indices for nuclear hydrogen key technologies Proposal of indices and methodology for attainment estimation of nuclear hydrogen key technologies Assessment of nuclear hydrogen production economy Selections of linked technologies Documentary QMS and research breakdown structure for key technologies 77 Section 2. Modeling of hydrogen production process and performance estimation for hydrogen production systems IS Process Simulations using by commercial and developed codes Development of dynamic analysis model for SI process/equipment Estimation of EED-SI thermo-chemical process efficiency 228 Section 3. Support of international joint researches Korea-China Nuclear Hydrogen Joint Research Center(NH-JRC) Korea-U.S. Nuclear Hydrogen Joint Development Center(NH-JDC) 259 Chapter 4. Attainments of researches and contributions for applied fields 265 Section 1. Attainments of research and development 265 Section 2. Contributions 266 Section 3. List of research products 267 Chapter 5. Application plan of results of research and development 269 Section 1. Application of attainment indices for nuclear hydrogen key tech

20 nologies 269 Section 2. Application of results of modeling of hydrogen production process and performance estimation for hydrogen production systems 270 Chapter 6. Overseas information for sciences and technologies 273 Chapter 7. References

21 - 20 -

22 목 차 제출문 1 보고서초록 3 요약문 5 영문요약문 1 1 표목차 2 5 그림목차 2 8 제 1 장연구개발과제의개요 3 3 제 1 절연구개발의배경및목적 연구개발배경및필요성 연구목적 3 4 제 2 절연구개발의내용 수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능평가 국제공동연구지원 3 5 제 3 절연구추진체계및전략 수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능평가 국제공동연구지원 3 8 제 2 장국내외기술개발현황 3 9 제 1 절초고온가스로기술개발현황 3 9 제 2 절수소생산공정개발현황 4 0 제 3 절해외원자력수소개발현황 4 1 제 3 장연구개발수행내용및결과 4 9 제 1 절수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 핵심연구달성도평가항목및방법론개발 4 9 가. 개요

23 나. 분야별 핵심기술 4 9 다. 평가항목도출 원자력수소 경제성 평가 방법론 개발 5 7 가. 경제성 평가 방법 5 7 나. 경제성 평가 핵심 항목 핵심연구간 연계항목 및 현안도출 핵심연구공정 및 품질관리기법 개발 7 7 가. 핵심연구공정 개발 7 7 나. 핵심연구 품질관리기법 개발 8 3 제 2 절 수소생산공정 평가기술 확보 및 수소생산시스템 성능평가 상용코드 내장모델 / 개발모델에 의한 IS 공정묘사 9 5 가. 분젠반응공정의 모델링 9 6 나. 황산분해공정의 모델링 다. 요오드화수소 분해공정의 모델링 S I 공정 / 장치 동특성 모델개발 가. 개요 나. 황산농축공정에 대한 동특성 해석코드 개발 다. SO3 분해공정에 대한 동특성 해석코드 개발 라. HI 용액 농축공정에 대한 동특성 해석코드 개발 EED-SI 열화학 공정 효율 평가 가. 개요 나. HI용액 농축을 위한 전기투석 (EED) 다. HI용액 다단 증류장치 특성 232 라. 멤브레인 HI분해 반응기 특성 마. 황산용액 다단증류장치 특성 바. E E D - S I 공정 설정과 물질수지 사. EED-SI공정 열효율 평가 아. 맺음말 제 3 절 국제공동연구 지원 한중 원자력수소 공동연구센터 ( NH - JRC ) 운영

24 2. 한미원자력수소공동개발센터 ( NH - JDC ) 운영 제 4 장목표달성도및관련분야에의기여도 제 1 절연구개발목표달성도 제 2 절대내외기여도 제 3 절연구개발실적물목록 제 5 장연구개발결과의활용계획 제 1 절수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 제 2 절수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능평가 제 6 장연구개발과정에서수집한해외과학기술정보 제 7 장참고문헌

25 - 24 -

26 표목차 T a b l e 공정평가 및 I S 공정개발 세부과제간 연계자료 3 7 T a b l e 국제공동연구 연구개발비 분담 및 연구시설 3 8 T a b l e 현재 운전 건설계획 설계 중인 초고온가스로 4 0 T a b l e I S, W S P, 고온전기분해 공정 특성 비교 4 1 T a b l e 미국의 수소경제 진입 시나리오 4 2 Table 미국의 NHI 추진계획 (DOE, 2004년 7월 ) 4 3 Table 일본의 원자력수소 추진일정 (JAERI, 2005년 5월 ) 4 5 Table 중국의 원자력수소 추진계획 ( 칭화대, 2004년 10월 ) 4 6 T a b l e 핵심기술 달성도 평가 항목 5 1 T a b l e A s s u m p t i o n s a c c o r d i n g t o S y s t e m C a p a c i t y 5 9 T a b l e S u m m a r y o f C a p i t a l c o s t s f o r R e a c t o r ( $ M / y r ) 6 0 Table Summary of Capital costs for SI Plant ($M/yr) 6 2 T a b l e N u c l e a r f u e l c y c l e c o s t s 6 3 Table Summary of SI-based Plant O&M Costs ($M/yr) 6 5 Table Summary of SI-based Plant Hydrogen Production Costs ( $ M / y r ) 6 5 T a b l e P r i o r i t y o f i t e m s o f P M R 6 9 T a b l e P r i o r i t y o f i t e m s o f P B M R 7 0 Table Sensitivity Results of Economic Parametric Studies 7 1 T a b l e 과제간 연계자료 일정표 7 4 T a b l e W B S 의 기능, 구성 및 작성원칙 8 0 T a b l e R & D 업무 효율화 도구의 목적과 활용 8 1 Table Applicability to R&D Activities 9 0 T a b l e S I 공정에 관여하는 화학종 9 5 Table H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계의 황산농도별 전압 ( b a r ) - Ⅰ Table H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계의 황산농도별 전압 ( b a r ) - I I 108 Table H 2 SO 4 및 H 2 O 의 w t. % 에 따른 P - T 상관방정식의 상관계수 T a b l e 계수 상관방정식에 대한 상관계수 계수 Table P-T상관방정식의 계수값과 계수 상관방정식을 적용하여 산출한 계수값 과의 비교 T a b l e 통합 상관방정식을 이용한 끓는점 계산결과 T a b l e ~ 3 0 기압에 대한 공비점 산출결과 T a b l e 공비점에 대한 실험값과 계산값의 비교분석 결과 T a b l e 증발잠열에 대한 기준값과 계산값의 비교 Table H 2 SO 4 및 H 2 O 비열 ( 농도 100% 기준 ) Table H 2 O 부분압 ( b a r ) - Ⅰ Table H 2 O 부분압 ( b a r ) - Ⅱ

27 Table H 2 SO 4 -H 2 O 2성분계에서 H 2 O 부분압 T a b l e T - P 상관식을이용한및계산결과 T a b l e 황산용액무게분율에대한계수상관식의상관계수 T a b l e 통합상관식을이용한및계산결과 Table H 2 SO 4 부분압 ( b a r ) - Ⅰ Table H 2 SO 4 부분압 ( b a r ) - Ⅱ Table T-P상관식을이용한 H 2 SO 4 부분압계산결과 (H 2 SO 4 w t. % : 1 0 % ) T a b l e T - P 상관식을이용한및계산결과 Table H 2 SO 4 무게분율에대한계수상관식의상관계수 T a b l e 통합상관식을이용한및계산결과 Table SO 3 부분압 ( b a r ) - Ⅰ Table SO 3 부분압 ( b a r ) - Ⅱ Table T-P상관방정식을이용한 SO 3 부분압계산결과 (H 2 SO 4 wt.% :10%) 145 T a b l e T - P 상관식을이용한및계산결과 Table H 2 SO 4 무게분율에대한계수상관방정식의상관계수 T a b l e 통합상관방정식을이용한및계산결과 Table H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계에서의전압계산결과 152 T a b l e 전압데이터산출및비교 Table Briefly Description of Variables and Functions used in Fig T a b l e I n p u t D a t a c o n t a i n i n g t h e g e n e r a l i n f o r m a t i o n Table Comparison of the regression result with the data from the P e r r y ' s h a n d b o o k Table Total pressure in the H 2 SO 4 -H 2 O m i x t u r e Table H 2 SO 4 partial pressure in the H 2 SO 4 -H 2 O m i x t u r e Table H 2 O partial pressure in the H 2 SO 4 -H 2 O m i x t u r e Table Impurity-contained SO 3 partial pressure in the H 2 SO 4 -H 2 O m i x t u r e Table Cp Data of H 2 O and H 2 SO 4 a s a f u n c t i o n o f t e m p e r a t u r e T a b l e L S I t o f s u b - p r o g r a m s a n d t h o s e f u n c t i o n s Table Conditions of the column and the feed liquid Table Dynamic calculation results converged to the steady state a t P = 1. 3 k P a Table Dynamic calculation results converged to the steady state a t P = 1. 0 M P a Table ComparSIon of the steady state result at the pressure of 13 kpa 176 Table ComparSIon of the steady state result at the pressu r e o f 1 M P a Table Design specifications of the SO 3 decomposer for the JAEA pilot test 181 Table Gas Flow conditions in the SO 3 decomposer for the JAEA pilot test

28 182 Table Parameter values used in the calculation model T a b l e B r i e f d e s c r i p t i o n o f v a r i a b l e s a n d f u n c t i o n s T a b l e L S I t o f s u b - p r o g r a m s a n d f u n c t i o n s Table H 2 O - H I 계의 N R T L M o d e l 의 매개변수 Table H 2 O-HI-I 2 계의 NRTL 매개변수 ( T<150 ) Table H 2 O-HI-I 2 계의 NRTL 매개변수 ( T>150 ) Table Coefficient of ideal heat gas constant Table Coefficients of Watson Equation for species Table Description of variables and functions in Fig Table Dynamic calculation result converged to the steady s t a t e T a b l e 재비기의 가열속도에 따른 H I 용액 다단 증발기 거동 Table 고순도의 HI 혼합기체를 얻기 위한 HI용액 다단증발기 거동조사 239 Table 에서의 H I 분해반응 Table 에서의 H I 분해반응 T a b l e 감압 및 가압 다단 증류장치에서의 황산용액 농축효과 243 T a b l e 개의 감압 증류탑 직렬연결에 의한 황산용액 농축 T a b l e E E D - S I 공정 S e c t i o n 1 물질수지 및 운전조건 T a b l e E E D - S I 공정 S e c t i o n 2 물질수지 및 운전조건 T a b l e E E D - S I 공정 S e c t i o n 3 물질수지 및 운전조건 Table mol H 2 / s 의 생산규모 E E D - S I 공정 물질수지 ( 계속 ) Table mol H 2 / s 의 생산규모 E E D - S I 공정 물질수지 ( 계속 ) Table mol H 2 /s(2.16 ton H 2 / h ) 의 생산규모 E E D - SI 공정 에너지수지 T a b l e K A E R I - I N E T 공동 연구 항목 요약 T a b l e K A E R I - G A 공동 연구 항목 T a b l e K A E R I - G A 추가 공동 연구 예정 T a b l e G I F V H T R / H P 협력 W o r k p a c k a g e, T a s k, S u b t a s k

29 그림 목차 F i g 핵심연구달성도평가체계 3 6 F i g 수소생산공정해석모델개발체계 3 8 F i g 미국 D O E 수소프로그램구성체제 4 2 Fig CEA의열화학사이클연구계획 (CEA, 2005년1월 ) 4 7 F i g F r a c t i o n o f 1 d i g i t I t e m s 6 6 Fig Fraction results of 2 digit items in capital costs 6 7 Fig Fraction results of 2 digit items in nuclear fuel costs 6 8 Fig Comparison of Nuclear and SMR Hydrogen Production Cos t s 7 2 F i g R e l a t i o n o f n a t u r a l g a s a n d o i l p r i c e 7 3 F i g W B S 업무분류도 7 7 F i g G I F 품질경영시스템기반 N H D D 핵심기술개발연구과제운영도 7 8 Fig Technology life cycle [NQA subpart 4.2] 8 9 F i g G A 사의분젠반응공정 f l o w s h e e t m o d e l 9 6 F i g 분젠반응기의운전조건및모사결과 9 7 F i g 상분리기의운전조건및모사결과 9 8 F i g 황산 b o o s t r e a c t o r 의운전조건및모사결과 9 9 F i g 이산화황흡수탑의운전조건및모사결과 9 9 F i g 산소 s c r u b b e r 의운전조건및모사결과 F i g 황산분해공정 f l o w s h e e t 모델 Fig 황산분해온도변화에따른황산분해기출구에서의몰분율의변화 102 F i g 황산분해공정 p r o c e s s s t r e a m 의몰분율조성 F i g G A 사의요오드화수소분해공정 f l o w s h e e t 모델 F i g 수소 s c r u b b e r 의운전조건및모사결과 F i g 요오드 w a s h c o l u m n 의운전조건및모사결과 Fig H 2 SO 4 의 w t. % 에따른 P - T 상관도 Fig H 2 SO 4 의 w t. % 에따른 P - T 회귀곡선 Fig H 2 SO 4 의 w t. % 에대한끓는점의상대오차분포 111 Fig H 2 SO 4 무게분율에따른 P - T 상관방정식의계수 Fig 상관계수상관도 (1~0.98) Fig 상관계수상관도 (0.985~1) F i g 전압에대한 - 상관도 Fig H 2 SO 4 무게분율에대한증발잠열상관도및회귀곡선 Fig H 2 O 부분압에대한 T - P 상관도및회귀곡선 Fig H 2 O 부분압상대오차분포 Fig H 2 SO 4 w t. % 에대한물의부분압상대오차분포

30 Fig H 2 O 부분압의상대오차분포 ( 로그제거 ) Fig H 2 O 부분압의상대오차분포 ( 로그제거 ) F i g 황산용액농도에따른물분압상관식의계수 Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 : 0.1~0.8) Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 : 0.85~1) Fig H 2 SO 4 부분압에대한 T - P 상관도및회귀곡선 1 34 Fig H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 Fig H 2 SO 4 wt.% 에따른 H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 Fig H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) 138 Fig H 2 SO 4 wt.% 에대한 H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) 138 Fig H 2 SO 4 의무게분율에따른 P - T 상관방정식의계수변화상관도 Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 :0.1~0.8) Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 : 0.85~1) Fig SO 3 부분압에대한 T - P 상관도및회귀곡선 Fig SO 3 부분압의상대오차분포 Fig H 2 SO 4 wt.% 에대한 SO 3 부분압의상대오차분포 Fig SO 3 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) Fig H 2 SO 4 w t. % 에대한부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) Fig H 2 SO 4 의무게분율에따른 P - T 상관방정식의계수변화상관도 Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 의무게분율 : 0.1~0.8) 149 Fig P-T상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 의무게분율 : ~ ) Fig DSItillation column with a feed F i g S i g n a l F l o w f o r N C o l u m n S t a g e s Fig Flow Chart for a Simulation of H 2 O-H 2 SO 4 DSItillation Column Fig VLE Diagram for H 2 SO 4 -H 2 O m i x t u r e Fig Model of H 2 SO 4 dsitillation column 172 F i g M o d e l i n t h e d y n a m i c A n a l y s i s S I Fig DSItillation amount as the function of time Fig H 2 O c o n c e n t r a t i o n i n t h e b o t t o m l i n e Fig Convergence of temperature in the bottom line in the case of 13 kpa 178 Fig Test of Convergence speed for material amount and He a t Fig Concept of the SiC plate type SO 3 D e c o m p o s e r o f J A E A Fig Structure of the SO 3 d e c o m p o s e r u n i t f o r J A E A p i l o t t e s t Fig Dimension of the SO 3 d e c o m p o s e r a s s e m b l y 182 Fig Schematic description of the initial condition of heat exchange between He and SO 3 g a s F i g E n t h a l p y a s a f u n c t i o n o f t e m p e r a t u r e

31 F i g H e h e a t c a p a c i t y Fig Relationship between conversion and space velocity for iron(iii) oxide in a N 2 flow contain 4 mole% SO 3 a s p a r a m e t e r o f t e m p e r a t u r e Fig Heat exchange process between He and SO 3 gases in a i-subcell of the h e a t e x c h a n g e r Fig Calculation model of the heat exchanger described in F i g Fig Flow chart for the determination of the enthalpy of the SO 3 m i x t u r e Fig Flow chart for the computational simulation of the SO 3 Decomposer 193 Fig SO 3 a n d H e t e m p e r a t u r e s a s a f u n c t i o n o f d e c o m p o s e r h e i g h t Fig Mol flowrate of each component as a function of decomposer height 197 Fig Temperature progress inside the SO 3 decomposer anticipated at the start-up conditions of the He input of 880 and the stagnant SO 3 of Fig Temperature progress inside the SO 3 decomposer anticipated at the start-up conditions of the SO 3 input of 527 and the stagnant He of F i g 이성분계 시스템에서의 계산 흐름도 F i g 기상 반응 존재 하에서의 계산 흐름도 Fig HI-H 2 O 계의 전압에 대한 문헌치와 계산치의 오차 비교 Fig HI-H 2 O-I 2 계의 전압에 대한 문헌치와 계산치의 오차비교 (T<150 ) Fig HI-H 2 O-I 2 계의 전압에 대한 문헌치와 계산치의 오차비교 (T>150 ) Fig bar에서의 HI-H 2 O 계의 X - Y 선도 Fig bar에서의 HI-H 2 O 계의 T - X - Y 선도 Fig bar에서의 H 2 O-I 2 계의 X - Y 선도 Fig bar에서의 H 2 O-I 2 계의 T - X - Y 선도 Fig bar에서의 HI-I 2 계의 X - Y 선도 Fig bar에서 HI-I 2 계의 T - X - Y 선도 Fig bar에서 HI-I 2 계의 확장된 T - X - Y 선도 F i g 기상 반응이 없는 조건하에서의 R e s i d u a l C u r v e Fig bar, xi 2 =0.3에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T - X - Y 선도 Fig bar, xi 2 =0.39에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T - X - Y 선도 Fig bar, xi 2 =0.5에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T - X - Y 선도 Fig Heat of vaporization of H 2 O, HI and I F i g 기상에서의 각 성분들의 엔탈피 F i g W e i r i n p l a t e 220 F i g 단과 7 단 사이에 대한 T r a y s i z i n g 결과 F i g 단과 9 단 사이에 대한 T r a y s i z i n g 결과 Fig Flow chart for a simulation of HI-H 2 O-I 2 distillation 223 Fig Temperature in the bottom line as a function of the progressing time at 2 2 b a r

32 Fig Total flow rate in the bottom and distillate line as a function of the p r o g r e s s i n g t i m e Fig Flow rate of each component as a function of the pro g r e s s i n g t i m e F i g 화학반응식을 기준으로 한 S I 공정 개념도 F i g G A 사의 S I 공정 - S e c t i o n 1 분젠반응 단위공정도 F i g G A 사의 S I 공정 - S e c t i o n 2 황산용액 농축 / 분해 단위공정도 Fig GA사의 SI공정 -Section 3 HIx용액 농축 / 분해 단위공정 F i g H I 용액 전기투석 농축실험 장치도 Fig Aspen Plus 11.1내장 DIPPR Correlation에 의한 물, 요오드산, 요오드의 증기압 곡선 Fig 미반응물의 증류탑내 순환형 HI용액 농축 / 분해 시스템 Fig 미반응물의 증류탑내 비순환형 HI용액 농축시스템 Fig 멤브레인 HI분해반응기 직렬모듈 Fig HI=H 2 +I 2 분해반응의 엔탈피 및 깁스에너지 2 40 Fig HI=H 2 +I 2 분해반응 평형값 Fig 황산용액 다단 증류장치 모델 Fig 물-황산 다단 증발농축기에서의 단 (stage) 수의 영향 Fig EED-SI공정 Section 1 공정도 Fig EED-SI공정 Section 2 공정도 Fig EED-SI공정 Section 3 공정도 Fig 수소생산 열효율에 대한 전기투석장치의 적용전압 영향 F i g H T 3 R 사업일정 및 예산 F i g H T 3 R 연구로 개략도 Fig Schematic diagram for NGNP design process and technology development

33 - 32 -

34 제 1 장연구개발과제의개요 제 1 절연구개발의배경및목적 1. 연구개발배경및필요성 수소는단위무게당포함된화학에너지가가장큰연료이며, 공해물질배출이전혀없는미래에너지이다. 또한전기와함께일상생활에서사용할수있는에너지로서, 특히자동차등수송부분에서는전기사용이제한되므로수소자동차는이상적이며분산전원으로정밀산업및 IT 분야에산업경쟁력확보를가능하게한다. 세계각국은풍부한물로부터무한정생산할수있으며공해를유발하지않는수소를미래대체에너지의하나로서활발히연구 / 개발하고있다. 수소를얻기위해서는일차에너지가사용되어야하는데진정한의미의청정에너지수소를생산하기위해서는환경오염을유발하지않는일차에너지원이수소생산에사용되어야한다. 경제및안보적인측면에서는석유에너지에대한의존도를낮추어야안정적인경제성장을기대할수있다. 원자력은준국산에너지이고부피가작으므로장기간보관이가능하며 ( 우라늅 1 그램은석탄 3톤에해당하는에너지를생산함 ), 상대적으로가격이안정되어있다. 원자력은여타에너지원에비하여연료비의존도가낮으므로초고온가스원자로를이용한수소대체에너지생산은경제성장및에너지안보에중요한역할을담당할수있다. 이러한관점에서원자력을이용한대량의수소생산방법은진정한의미의청정에너지생산방법이며많은장점과잠재력을가지고있다고할수있다. 한국원자력연구원은 2004년부터원자력을이용한수소생산기술개발과실증을목적으로원자력수소사업을추진하고있는데초고온가스로 (VHTR) 의섭씨 950도열에너지를이용하여물을수소와산소로분해하는기술을개발하고있다. 초고온가스로를이용한원자력수소생산은선진국에서도개발의초기단계이며아직어느나라도대규모수소생산실증에성공하지못한상태이다. 특히, 섭씨 950도의고온및심각한부식환경에서건전성을유지할수있는재료기술과 IS 열화학수소생산공정에대한기술성은그가능성이입증된상태이나상업적으로이용하기에는불충분한실정이다. 또한기술도입가능성에대해고려해보면, 초고온가스로및열화학공정에의한수소제조기술은세계적으로실험적연구단계에머물고있는실정이므로기술도입의가능성이매우낮고따라서기술료의산출이현실적으로불가능하다. 현재원자력수소연구의세계적인추세는첫째로원자력이용국가들간에국제적인

35 포럼 (GIF) 을만들어핵심연구항목을미리도출하고각포럼참가국들이핵심연구전체가아닌부분을담당하되모든연구결과는공유하는방법으로진행되고있다. 그리고핵심기술들을개발하고정보를공유하여진행되고있다. 원자력수소핵심기술개발은원자력수소생산및실증을목표로하는원자력수소사업을위하여필수적으로요구되는기반, 핵심기술의개발을목표로하고있다. 이들핵심기술은 Gen-IV 공동연구추진현황, 국 내외기술수준, 개발기술의국제경쟁력확보, 고유설계의개발및기술자립필요성등을고려하여도출되었다. 과거고온가스로관련국내경험은전무하며, 열화학공정및고온전기분해를이용한수소생산기술의국내기반도매우취약한상태이다. 따라서원자력수소관련기술의효율적인개발을위해서는관련선진국과의체계적인국제협력을통해원자력수소생산시스템개발에필요한핵심기술을공동개발해야한다. 2. 연구목적 원자력수소는미래청정에너지의개발을목적으로원자력에너지를이용한수소생산기술의개발을목표로하고있다. 본연구의성공적인추진을위해서는 Gen-IV 국제공동연구에참여하여정책그룹의결정을성실히수행하고최적의원자력수소생산시스템핵심기술개발이매우중요하다. 경제적인원자력수소의대량생산을위해서는수소생산공정의최적화가반드시요구된다. 다양한수소생산공정에대한기술성및경제성을평가하여원자력수소생산에최적인공정을개발하여야한다. 본연구의목적은원자력수소생산시스템의핵심연구에대한달성도를평가하기위한방법론을개발하고수소생산시스템의성능을평가하며 IS 공정 / 장치에대한동특성모델의개발에있다. 제 2 절연구개발의내용 1. 수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 Safety, Economics, Sustainability, Proliferation res is tance 평가 방법론을 개발한 다 GIF 성능 목표 대비 현재 개발 중인 핵심기술의 달성도 평가를 위해 Gen-IV 의 V HTR R&D Steering com mittee에서 발간한 SRP( System Research Plan) 의 R&D 항목들을 기준으로 평가 항목을 도출한다

36 경제성에대한 달성도 평가를 위해 원자력수소제조 단가 계산 방법론을 개발 / 확 보하여, 다른 에너지원을 이용한 수소제조단가와 비교 평가를 수행한다. 핵심연구기술 분야 간 연계항목을 도출하고 연계일정표를 완성한다. 분야별세부과제의 WBS를 종합하여 업무별 고유 번호를 할당하고 연계 항목을 도출한다. 원자력수소핵심기술 개발 과제에 대한 R&D 품질보증계획서 및 R&D 품질 보 증절차서를 초안 작성하고, 이를 시범 운용해 감으로써, 문제점 및 해결 방안 도출 한다. G IF QM S G uideline 및 AS M E( American S ociety of M echanical Engineers ) NQA (Nuclear Quality Assurance) 에 대한 조사를 통해, R&D 품질 보증 계획서 및 R&D 품질 보증 절차서의 초고를 작성한다. 2. 수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능평가 전기투석법 IS 열화학 공정 효율을 평가한다. EED-SI 공정 물질수지 및 에너지 수지를 작성한다. 공정효율에 따른 멤브레인 반응기의 갯수, 연결방식, HI 용액의 농축속도 등을 평가한다. 상용코드내장모델 / 개발모델에 의한 IS 공정을 모사한다. IS 공정 / 장치 동특성 모델을 개발한다. 분젠반응공정, 황산분해공정, 요오드화수소분해공정에 대한 공정도 및 스프레드시 트를 생산한다. 황산용액증류공정에 대한 전산코드를 개발한다. SO 3 분해공정 /HI 용액 농축공정 해석 전산코드를 개발한다. 3. 국제공동연구지원 원자력연구원은연구원 1명을 2004년 12월부터 2006년 12월까지중국공동연구센터에파견하여현지사무소를운영한다. 첫번째한- 중공동기술협력으로 2005년 5월부터 2006년 4월까지 INET로부터받은 HTR-10의실험자료와설계자료를바탕으로원자력연구원이개발한안전해석코드검증을수행한다. 2006년도에는 2회에걸쳐공동운영위원회를개최하고한국의 NHDD 핵심기술연구와중국의 HTR-PM 관련연구결과에대하여 Workshop 을개최한다

37 한미원자력수소공동개발센타 (NH-JDC) 운영한다. 제 3 절연구추진체계및전략 1. 수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 우리나라실정에 적합한 원자력수소생산시스템의 핵심기술확보를 목표로 추진한 다. 수소실증로실현을 위한 고유 핵심기술은 지적소유권 확보 측면에서 독자 수행한 다. GIF VHTR 참여국과 적극 협력하여 공통기술을 개발하고 성과를 공유한다. Gen-IV 공동연구 참여를 위하여 요구되는 기반구축 및 기술격차해소를 위한 연구 는 국내 또는 미국 GA, 중국 INET와의 양자간 협약 또는 자체기술로 개발한다. IAEA의가스냉각로프로젝트, OECD의 원자력수소프로젝트에 참여하여 최신 기 술현안과 첨단 기술정보를 획득한다. Fig 핵심연구달성도평가체계

38 2. 수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능평가 국내수소관련연구소와협력하여고온가스냉각로에적합한수소생산공정을개발함에있어, 원자력수소생산공정평가및동특성해석코드개발은 IS 공정개발세부과제추진기관인 KIER와 KIST의실험결과를이용하여평가코드에적용된입력자료 DB를수정보완하고최종적으로는시나리오별시뮬레이션을통하여 IS 공정의최적화를도모하는효율적인접근법을채택한다.( 공정평가및 IS 공정개발세부과제간연계자료 참조 ) Table 공정평가및 IS 공정개발세부과제간연계자료항목제공요구용도 Electrodialysis 기술적용 IS공정 flowsheet IS 공정개발 (KIER) IS 공정평가 (KAERI) Electrodialysis 기술적용 IS공정열효율평가 대기압조건 HIx용액농축용전기투석장치의시험평가 data IS 공정개발 (KIER) IS 공정평가 (KAERI) 상동 HI분해및수소분리막의성능시험평가 data IS 공정개발 (KIER) IS 공정평가 (KAERI) 상동 분젠반응시험평가 data IS 공정개발 (KIER) IS 공정평가 (KAERI) 분젠반응공정모사입력자료 HI-I 2 -H 2 O VLE 자료 H 2 SO 4 -H 2 O VLE 실험자료황산농축장치및분해장치제작제원및운전조건 IS 공정개발 (KIER) IS-황산공정개발 (KIST) IS-황산공정개발 (KIST) IS 공정평가 (KAERI) IS 공정평가 (KAERI) IS 공정평가 (KAERI) HI 증발기모사입력자료황산분해공정모사입력자료상동 IS 공정, 고온수전해, Westinghouse Sulfur Hybrid 공정에 대한 신뢰성 있는 공정 효율 / 경제성 비교평가를 위하여 KIER 및 KIST 양기관에서 생산하는 국내 IS 공정 개발관련 실험 자료와 우리나라가 참여예정인 GIF VHTR/HP 국제공동연구를 통 하여 확보될 IS 공정, 고온수전해, Westinghouse Sufur Hybrid 공정 자료를 적극 활 용한다. 신뢰성과안전성이 향상된 시스템 개발을 위하여 학계, 산업계와 적극 협력할 수 있는 체계를 구축하여 정기적인 기술 및 정보교류를 추진한다

39 Fig 수소생산공정해석모델개발체계 3. 국제공동연구지원 미국의원자력이용수송생산기술개발의한축을담당하고있는 GA(General Atomics) 사와한국원자력연구소그리고원자력기기의세계적제작업체인두산중공업은원자력을이용한수소생산의핵심기술개발을위해한 미원자력수소공동연구센터를대전과샌디에이고에각각설치하여운영한다. 고온가스로기술이전무하다시피한한국적상황에서 GA사와의공동연구는원자력수소생산을위한핵심기반기술확보에돌파구가될것이며향후해외시장진출에도도움이될것으로기대된다. 한중간의고온가스로와원자력수소공동연구센터 (NH-JRC) 설립에따라, 양국이참여하는공동운영위원회를구성하여연구내용과연구개발인력및예산을심의함. 위원회에서협의된예산은양기관이같은금액으로나누어집행한다. Tab le 국제공동연구연구개발비분담및연구시설 공동연구대상연구개발비 ( 원 ) 연구시설비고 미국, GA 200,000,000 VHTR 요소기술및열화학수소제조공정기술 중국, INET 20,000,000 HTR-10 노심실험자료 INET와 50% 씩분담

40 제 2 장국내외기술개발현황 제 1 절초고온가스로개발현황 전세계적으로경제성, 안전성, 핵확산저항성등이크게향상된몇가지제4세대원자력시스템이개발되고있으며, 초고온가스로는이들중가장가까운장래에구현될수있는원자로형식으로평가되고있다. 초고온가스로는미국, 프랑스, 일본등원자력선진국뿐만아니라중국, 남아프리카공화국에서도적극적으로연구개발되고있다. 우리나라의경우과거고온가스로의경험은없으며따라서관련연구기반이매우취약한상태이다. 우리나라는 Gen-IV 공동연구를통하여초고온가스로의개발을추진중이며, 최근원자력수소사업을중심으로관련핵심연구가진행되고있다. 초고온가스로는크게블록형과페블형으로구분되며, 두노형모두 1960년대개발되었다. 미국에서개발된블록형은기존가압경수로처럼주기적으로육방향의핵연료를재장전하는개념이며, 페블형에서는구형의핵연료가연속적으로주입 / 방출되는개념으로서독일에서개발되었다. 두노형은노심설계관점에서매우큰차이가나며따라서장단점이서로다르다. 근래에와서초고온가스로개념은과거의고온가스로와몇가지점에서크게다르다. 먼저과거고온가스로개발은규모의경제를추구하여고출력노심을중심으로개발되었기때문에결과적으로충분한안전성이확보되지못하였다. 예를들어, 냉각재상실사고시핵연료의손상이일어날정도로노심의온도가과도하게높아지는문제점이있다. 제4 세대원전에서추구하는초고온가스로개념에서는모든냉각재완전히상실되더라도핵연료의건전성이보장되도록하는소위피동안전성개념이기본설계목표로되어있다. 이를위해서노심은기존의실린더형에서환형으로변환되었으며, 노심의출력밀도또한약간감소되었다. 각나라는자국의고유한평가에기초하여독자적인초고온가스로를개발하고있다. 일본의경우오래전부터블록형원자로를연구하여현재 HTTR 이라는 30MWth 실험로를운영중이다. 프랑스는전통적으로 AREVA사에서블록형을연구하였으며, 최근에는 ANTARES라는블록형원자로를개발하고있다. 미국은 NGNP (Next Generation Nuclear Plant) 프로젝트에서초고온가스로를개발하는데, 노형은아직미정이며, 두노형에대한경쟁적인개념설계를통하여조만간노형이결정될것으로예상된다. 러시아는초기페블형노심을주로연구하였으나, 미국과의무기급플루토늄의처리를위한고온가스로에대한공동연구를계기로블록형원자로를미국의 GA사와함께공동개발하고있다. 중국의경우오래전부터독일의페블형노심을추구하였으며, 현재 HTR-10이라는 10MWth 실험로를운영중이다. 이를바탕으로중국은 HTR-PM 이라는 400 MWth 급상용로건설을추진중이다. 남아공또한 400 MWth 급페블형원자로 PBMR의건설을적극적으로추진중이다

41 각국의초고온가스로노형결정은자국의이해관계에따라서결정된것으로보이나구체적인관련정도는현재입수된바없다. 1980년대미국에서는 ORNL 연구소를중심으로두형식의고온가스로형에대한비교평가가기술성을중심으로수행된바있다. 그러나이연구는과거의고출력 ( MWth) 고온가스로개념을대상으로한것으로서, 제4세대원전의소형 ( MWth) 모듈형고온가스로에직접적용할수없는상황이다. 본연구결과를통하여피동안전성을확보한초고온가스로에대한체계적이고객관적인평가가가능할것으로기대된다. Table 2.1.1에는각국의고온가스로개발현황을나타내었다. Table 현재운전 건설계획 설계중인초고온가스로 원자로명국가열출력원자로형건설시작 운전개시 비고 HTTR 일 본 30 MW 블럭형 운전중 HTR-10 중 국 10 MW 페블형 운전중 PBMR 남아공 400 MW 페블형 건설추진중 HTR-PM 중 국 371 MW 페블형 설계중 GT-MHR 미 국 600 MW 블럭형 2010년대 설계중 ANTARES 프랑스 600 MW 블럭형 년경 설계중 GT-HTR300 일 본 600 MW 블럭형 2010년대 설계중 제 2 절수소생산공정개발현황 물로부터 수소를 생산하는 공정은 오래전부터 연구되어 매우 다양한 공정들이 개발되 었으며, 이들 중 IS 열화학공정, 웨스팅하우스 복합황산 (Westinghouse Sulfur Process, WSP) 공정, 고온전기분해 방법이 원자력수소 생산시스템에 적용성이 높은 것으로 평가 된다. IS 열화학공정은 1970년대 미국 GA사에서 개발한 공정으로 황산분해반응, 분젠반응, HI 분해반응 공정으로 이루어지며, 황산분해 공정에서 850 이상의 고온이 요구됨. IS 공정은 미국, 일본, 프랑스 한국 등 전 세계적으로 가장 활발히 연구되는 열화학공정이다. 웨스팅하우스 복합공정은 IS 공정에서 분젠반응 및 HI 분해공정을 SO 2 를 포함한 물의 전기분해 공정으로 대체한 개념이다. WSP 공정은 현재 미국의 웨스팅하우스사와 SRNL 연구소를 중심으로 연구가 진행되고 있다. WSP 공정과 관련된 국내연구 활동은 관련 전 기분해 장치에 대한 연구를 일부 대학에서 수행하고 있는 수준이다. 본 공정의 황산분해

42 는기본적으로 IS 공정과동일하며, 관련전기분해공정은 PEM (Proton Exchange Membrane) 연료전지기술과유사하다. PEM 연료전지는최적의자동차용연료전지형식으로평가되어전세계적으로활발한연구개발이진행되고있다. 고온전기분해공정에서는 의수증기를고체전해질을사용하는전기분해장치에서분해하는개념이다. 고온전기분해는그원리가기본적으로 SOFC (Solid Oxide Fuel Cell) 연료전지기술과같아서세계적으로많은연구가진행되고있으며, 미국의경우 INL (Idaho National Lab.) 이주축이되어활발한연구가진행되고있다. Table 2.2.1에서는이들세가지수소생산공정의장단점및특성을정리하였다. Table IS, WSP, 고온전기분해공정특성비교고온전기분해 IS 공정 HyS 공정 장점 간단한공정환경친화적검증된기술 (*) 대용량화용이환경친화적 IS 대비단순한공정환경친화적 주요현안 -장치 내구성 향상 -전기분해장치 가격저하 -전기분해효율 향상 -화학반응 원리규명 -HI 분해 효율향상 -내부식성 재료 개발 -열효율 향상 -시스템 운전 및 제어 - 내부식성재료개발 - 전기분해효율향상 - 전기분해장치내 SO 2 이동방지 - 열효율향상 (*) 전기분해기술자체는검증되어있으나, 경제적인고온수증기전기분해에의한수소생산을위해서는관련연구가필요하며세계각국에서그연구가진행되고있음. 표에서보듯이각공정은고유한장단점을가지며, 각공정의열효율은평가기관에따라서큰차이가나는것으로알려져있다. 원자로출구온도가 인경우고온전기분해의열효율은 40-50% 로평가된다. IS 공정은개발의초기단계에있기때문에열효율평가의불확실도가매우높으며, 대략 35-50% 로예측된다. WSP 공정의경우에도전기분해효율에따라서 40-50% 정도의열효율달성이가능할것으로예측된다. 제 3 절해외원자력수소개발현황 1. 미국 미국은 2003년 1월대통령연두교서에서수소에너지필요성을강조하면서수소에너지사용을통해환경오염방지및에너지자립도증대를천명하였음. 같은해 2월 DOE 장관연설에서수소개발로드맵 (Hydrogen Roadmap) 을발표함. 이후수소경제구현을위한수소연료전지자동차, 수소생산, 인프라구축등의연구분야에대규모정부투자를시작하였음. 한예로서수소기술분야에만 2004년도와 2005년도배정예산이각각 8천만불,

43 천4백만 불이었으며 2006년도 예산으로서 9천9백만 불을 의회에 요청한 상태임. 미국의 수소경제 진입 시나리오에 따르면 2000년대 초반에는 정부가 강력하게 연구개 발을 주도하는 역할을 수행하지만 2025년 이후 본격적 수소경제시대가 다가올수록 민간 의 역할이 확대될 것으로 전망하고 있다. 미국에서 예측하는 수소경제 진입을 위한 4단계 는 아래와 같다. - 제 1단계 (2000년대 초반 ~ 2010년대 중반 ): 연구개발 단계 ( 정부주도 ) - 제 2단계 (2010년대 초반 ~ 2020년대 중반 ): 시장진입 과도기 - 제 3단계 (2010년대 중반 ~ 2030년대 중반 ): 시장 및 인프라 확대기 - 제 4단계 (2020년대 중반이후 ): 수소경제시대 도래 Table 미국의 수소경제 진입 시나리오 미국의원자력수소프로그램은에너지부산하원자력국이전담하며제 4 세대원전 개발과연계하여추진하며전체적인사업기구조직은아래와같다. Fig 미국 DOE 수소프로그램구성체제

44 NGNP 프로젝트 미국의수소경제구현을위해 DOE가강력하게추진하는프로젝트중의하나가 NGNP (Next Generation Nuclear Plant) 이며본프로젝트의안정적추진을위해서 2005년 8월에미국국회는에너지법안 (Energy Bill) 을통과시켰다. 에너지법안이제시한 NGNP 추진일정등은아래와같음. 제 1단계 : 2011년 9월 30일 - 수소생산시스템의선정및타당성입증 - 에너지변환기술개발 (Power Conversion) 및타당성 - 핵연료개발, 특성화및요건 - 재료선정및시험 - 원자로개발 제 2단계 : 2021년 9월 30일 - 최적원자로선정및상세설계 - 원자력을이용한수소생산시설건설및운전시작 예산 : 1.25 Billion Dollar ( ) 기타 : 재원과기술의효율적활용을위해원자력및관련화공산업체의참여를적극추진하고있다. NHI 프로젝트 미국은원자력을이용한수소생산공정개발을위하여 NGNP 와병행하여 NHI (Nuclear Hydrogen Initiative) 를추진하고있다. 여기서는 2017년까지물분해수소생산플랜트의상용기술획득을목표로하고있다. Table 미국의 NHI 추진계획 (DOE, 2004 년 7 월 )

45 NHI 프로젝트의예산내역 년 : 열화학사이클 3백만불, 고온전기분해 2백만불등총 6.2백만불 년 : 열화학사이클 5백만불, 고온전기분해 2.5 백만불등총 8.9백만불 년 : 2005년대비 100% 이상증액시킨 2천만불의예산을의회에요청 GEN-IV NGNP 프로젝트와동시에원자력수소생산용원자로인초고온가스로개발이다자간공동연구인 GEN-IV 를중심으로추진되고있다. GEN-IV 내에서는초고온가스로개발을위해 2005년과 2006년에각각 2천5백만불의예산을기획하였으며이는전체 GEN-IV 예산의 72% 와 63% 를차지한다. 2. 일본 일본의 수소경제 일본은 WE-NET (World Energy Network) 프로그램의 일환으로 ICSTUH ( International C lean energy Sys tem Technology U tiliz ing Hydrogen) 프로그램 이름하에 1993년부터 수소경제를 추진하였다. 2020년까지 28억불 투자계획을 세웠었고 다양한 분 야에 많은 성과를 도출하였다. 연료전지의 원활한 보급과 확대를 위해 ICSTUH 제 2단계 연구 (1999~2002) 를 2001년 에 1년 앞당겨 조기 종료하고 후속 프로그램인 New H 2 Project 를 착수하였다. 이 프로젝 트에서는 2007년까지 수소안전 이용 등 기반기술 개발을 목표한다. 탄산가스 저감을 위해 2010년까지 수소자동차 5만대, 2020년까지 수소자동차 5백만 대 보급을 추진 중이다. 일본의원자력수소 일본은원자력을이용한수소생산을위해 1998년부터 30 MWt 열출력을갖는고온가스실험로 HTTR 을운전중이다. 2004년 4월에는 HTTR 출구헬륨온도를 950 까지높이는데성공하였다. 열출력 600 MWt 초고온가스로인 GTHTR300 및 GTHTR300C 설계연구가진행중이며 GTHTR300의기본설계를 2007년까지완료할예정이며, 2010년까지 GTHTR300 기기테스트를마무리할계획에있다. 일본은 2015년까지원자력수소상용기술실증을완료한다는계획을갖고있으며향후연구계획은아래와같다 년 : 파일럿규모고온열화학공정기술개발완료 년 : HTTR 과연결하여 1,000 m 3 /hr 수소생산실증 년 : 원자력수소상용화 원자력수소사업에도시바, 스미모또등의산업체가적극참여하고있다

46 Table 일본의원자력수소추진일정 (JAERI, 2005 년 5 월 ) Bench-scaled Test Pilot Test HTTR Test nuclear demonstration Hydrogen production rate ~ 0.05 m 3 /h ~30 m 3 /h ~1000 m 3 /h Heat supply Material of chemical reactors Pressure of chemical process Electrical heater Glass Atmospheric pressure Heat exchanger with helium gas (Electrical heater 0.4MW) Industrial material (SiC, coated) High pressure (up to 3MPa) Heat exchanger with helium gas (Nuclear heat 10MW) Industrial material High pressure (up to 3MPa) Time FY FY FY (under planning) 3. 기타국가 가. 중국 중국은 최근 몇 년간 수소에너지 이용 수송부문에 있어 세계에서 가장 잠재력 있는 시 장 중 하나가 되었다. 2002년에 중국은 전 세계 연료전지 관련 특허 164건 중 25% 를 획 득한 바 있다. 2035년까지 석탄기반 발전시스템을 유지할 수밖에 없으나 수소생산 및 이용 증대를 지 속적으로 추진함으로써 2050년대까지 석탄비중을 50% 이내로 줄이고 수소경제 실현을 목표하고 있다. 현재 계획을 통해 수소생산, 저장, 연료전지 과제를 진행 중이며 국가핵심과 학기술프로젝트로서 연료전지 자동차 프로그램을 운영 중이다. 중국은 2000년부터 10 MWt 규모 고온가스 실험로 HTR-10을 운전 중에 있다. 현재 HTR-10을 발전시킨 371 MWt (150 MWe) 초고온가스로 HTR-PM 설계를 진행 중이며, HTR-PM 을 2006년경 건설하기 시작하여 2010년까지 건설을 완료한다는 계획 이다. 향후 HTR-PM 기술이 수소생산에 이용될 예정이다

47 Table 중국의원자력수소추진계획 ( 칭화대, 2004 년 10 월 ) 나. 남아프리카공화국 남아프리카공화국은 Western Cape 에 있는 Koeberg 지역에 독일기술을 기반으로 하는 400 MWt급 페블형 초고온가스로 (PBMR) 10기를 건설하는 계획을 적극적으로 추진 중 이다. 향후 추진 일정은 아래와 같다 년 1월 : National Nuclear Regulator 에 안전해석보고서 제출 년 4월 : 건설 시작 년 : 연료 장전 년 : US Design Certification 완료 년 : 첫 모듈 운전 개시 현 PBMR 설계기술에 대한 개선연구 ( 원자로 용량 및 운전온도 증가 등 ) 가 2005년부터 시작되었다. 다. E U EU에서는 2002년 수소경제 개발을 위한 수소연료전지 고위그룹 (HLG-HFC) 을 구성, 향후 5년간 신재생에너지 및 수소에너지 기술개발을 위해 20억 유로 투자 결정을 한 바 있다. 2004년 3월 FP6 수소연구 분야에 대한 연구계획서 요청이 있었으며, 이후 수소과제에 10개, 연료전지과제에 6개 과제가 채택되었다. 총 연구비는 각각 6천2백만 유로와 3천만 유로이며, 그 중 열화학 사이클과 고온전기분해에 1.9백만 유로와 0.9 백만 유로를 할당하 였다. FP6 에 선정된 수소과제는 주로 수소생산, 저장, 인프라 구축 연구이지만 원자력수소

48 생산과제인 INNOHYO-IP 와 V/HTR-IP 도 기획 및 협의 중이다. V/HTR-IP 의 목적은 초고온가스로 개발이며 Framatome-ANP 의 주관 하에 35개 기관 이 참여하고 있으며, 4년간 연구개발예산은 2천만 유로임 (EC 기여분 : 9백만 유로 ) 이다. EU는 프랑스 등을 중심으로 GEN-IV 공동연구내 VHTR 개발에 적극적으로 참여하고 있다. 프랑스 CEA가 발표한 I-S 열화학사이클 연구계획은 아래와 같다. Fig CEA 의열화학사이클연구계획 (CEA, 2005 년 1 월 ) 프랑스의경우 AREVA를중심으로 ANTARES 라는이름의 600 MWt급 VHTR 을개발중이다. ANTARES 도입예상시기는 년경이다. 현재 Framatome- ANP, CEA, EdF 등에게배정된 HTR 및 VHTR 과제의 2004년도예산은약 3700만유로에달한다 (GFR은제외 ) 년 : Conceptual Design : Preliminary Design : Final Design

49 - 48 -

50 제 3 장연구개발수행내용및결과 제 1 절수소생산시스템핵심연구달성도평가기술개발 1. 핵심연구달성도평가항목및방법론개발 가. 개요 본연구는 GIF 에서설정한제4세대원자로의기술적인목표 ( 경제성, 안전성, 지속성, 핵확산저항성 ) 대비현재우리가개발을추진하고있는원자력수소생산시스템에대한핵심기술들의달성도를평가할수있는방법론개발을목표로진행되고있으며당해연도에는 NHDD 에필수적인핵심기술에서 R&D에평가항목을도출하였다. R&D평가항목은 GIF VHTR R&D 운영위원회에서발간한 SRP에서제시한항목들을기준으로우리나라고유의원자력수소생산실증시스템설계개념 (NHDD) 에부합한항목들을선정하였다. SRP 는 2011년까지 VHTR 의타당성 (viability) 을설정하고 2017년까지 VHTR 의설계특성및운전인자들을최적화하기위한연구개발계획으로, Gen-IV Road-map 에기술된개발계획의 Viability phase 와 Performance phase의필요성을다루고있다. 나. 분야별핵심기술 원자력수소핵심기술개발과제는원자력수소생산및실증을목표로하는원자력수소사업을위하여필수적으로요구되는기반, 핵심기술의개발을목표로하고있다. 이들핵심기술은 Gen-IV 공동연구추진현황, 국. 내외기술수준, 개발기술의국제경쟁력확보, 고유설계의개발및기술자립필요성등을고려하여도출되었으며각기술분야별세부연구항목은다음과같다. ( 1 ) 초고온가스로설계기술 초고온가스로계통평가기술 - 초고온가스로노심핵심현안평가기술 : 950 o C 운전조건에서의노심특성 - 초고온가스로계통핵심현안평가기술 : 새로운개념의 Compact 열교환기및국내공급냉각압력용기 (SA-508) 적용타당성

51 - 수소생산효율및계통경제성을고려한원자력수소계통 Layout 평가기술 - 수소생산연계중간루프계통평가기술 - 초고온가스로계통의위험도 / 성능정보평가기술 안전성입증평가기술 - 주요설계기준및설계기준초과사고안전성평가기술 - 피동안전계통인 RCCS 성능평가기술 - 초고온가스로계통의위험도 / 성능평가 - 환경영향평가기술 : 삼중수소누출, 수소폭발, 비상계획구역및부지경계 국제경쟁력있는고유설계해석코드의개발및검증 - PIRT (Phenomena Identification and Ranking Table) - 노심핵설계코드체계 - 전산유체해석코드 - 계통열유체 / 성능 / 안전안전해석코드 - 공기유입사고해석코드 - 핵분열생성물 / 흑연분진 / 삼중수소수송해석코드 - 흑연구조물내진해석코드 - 수소폭발해석코드 (2 ) 수소생산시스템재료및기기요소기술 고온배관용초내열합금 (<1000 o C) 특성평가기술 압력용기용고크롬강 (<565 o C 및수명기간중중성자피폭 ) 특성평가기술 노심구조용고온복합체소재 (<1600 o C) 성능평가기술 흑연재료 ( 중성자피폭 >25 dpa) 선정및평가기술 수소생산황산반응기용재료부식특성평가및표면개질기술개발 고온기기 / 부품의구조해석및건전성평가기술 기기설계, 재료및열유체성능평가를위한가스루프건조및실증시험 ( 3 ) 피복입자핵연료기술 정상운전온도 950~1,250, 사고시 1,600 이상에서도건전성을확보할수있는피복 입자핵연료개발 피복입자핵연료의최고연소도를 150~200 GWD/MTU 로제고

52 SiC 및 ZrC 피복핵연료의제조기술및노심내조건에서의성능검증 - 우라늄 kernel 제조및피복기술개발 - 피복입자핵연료성능분석모델및코드개발및검증 - 피복입자핵연료노내조사시험및조사후시험평가 - 피복핵연료의핵분열생성물거동분석및모델개발 ( 4 ) 수소제조기술 열화학물분해 IS 공정의 Lab. 규모실증 수소제조공정평가기술개발 IS 공정장치재료시험평가 IS 공정촉매및멤브레인개발 다. 평가항목도출 나. 항에서 선정한 핵심기술들의 달성도를 평가하기 위하여 각 기술에 대한 평가항목을 도출하였다. 당해연도에서는 Gen-IV Roadmap 및 SRP에서 제시한 평가 항목 중에서 NHDD 개념에 적합한 필수 R&D 항목 선정하였으며 (Table 참조 ). 아직까지 NHDD 의 설계 개념중에서 구체화되지 않은 항목에 대해서는 상대적으로 유망한 개념에 대해 우선적으로 항목을 설정하였다. 또한 연구가 진행되는 가운데 각 기술분야에서 생산되는 연구결과들을 통해 연차 및 단계 별로 핵심기술의 달성도를 평가할 수 있도록 항목을 구 분하였다. Table 핵심기술 달성도 평가 항목 구 분 평 가 항 목 Capital cost and hydrogen p roduction cost model - 초고온가스로 (VHTR) 플랜트설비비 - 수소생산공정시스템설비비 - 연간총수소생산량 - 시스템자체소모동력 - 수소생산공정효율 - 연간원자로계획정지기간 - 플랜트유지 / 보수비용 - 정상운전중 RCCS를통한열손실량 - 정상운전중허용최대헬륨누출량

53 Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) 구분평가항목 Fuel cost model - 핵연료 Burn up 달성도 - 핵사이클적절성평가 - 사용후연료처분기술의용이성 / 적합성 - 수소와전기의복합생산에대한평가 - 미래의수소경제시장분석 E nergy p roduction model - 다른수소제조방법대비가격경쟁력 - 에너지자원활용의지속성 / 환경성 - 각국가별에너지공급현황 Plant Size Model - 원자력수소시스템총건설비용 - 플랜트규모에따른비용비교평가자료 - 전산코드의검증을위한자료생산 / 확보 Thermal Fluid Dynamics F low dis trib ution and core heat transfer Lower/upper plenum Mixing - 실험결과 및 유사코드 결과와의 비교 평가 - 코드계산 결과의 불확실성에 대한 정량화 방법론의 적절성 - 핵연료온도 증감에 따른 NOP 및 사고조건에서의 by-pass flow and cross flow - 가압 자연순환 운전시 상 / 하부 플레넘에서의 온도 및 유량분포에 다차원 해석 및 검증 - 원자로 내부구조물 최고온도 - HPCC 운전조건에서 냉각재 자연순환 특성 검증 - 원자로정지후노심붕괴열특성곡선생산 - 공기냉각 RCCS 의용량 Heat transfer in the reactor cavity cooling s ystem ( RCC S) - Vessel 의재질 - 외부공기유동조건에따른 RCCS 성능영향평가 - 복사열전달특성검증 - 원자로용기표면의 monitoring 수단 - 공기유로의부분폐쇄시유동영향 Thermal Fluid Dynamics code - 전산코드의검증을위한자료생산 / 확보 - 코드계산결과의불확실성에대한정량화방법론의 적절성

54 Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) 구분평가항목 C ore physics method Neutronics and C FD codes coup ling R eactor core p hys ics comp utational m ethods A ir ingres s follow ing a depress urization R adionuclide transp ort and plate-out Tritium production and permeation - Cross section code up date - Neutronics advanced calculation code - M onte C arlo codes ( p rob ab ilis tic ap p roach) 와의비교 평가 - Core 의 특성 분석의 정확성 (ATWS 를 포함한 모든 운전조건에서 Core Power Distribution, Heat removal, Reactiv ity and Temp. ) - Prismatic block-type core - Pebble bed type-core - 공기유입방지설계특성평가 - 공기유입에의한흑연연소특성평가 - 핵연료입자손상특성평가 - 흑연피복기술개발 - 공기유입전산해석방법론개발및실증 - 정상운전중압력경계내의 radionuclides 평가 - 사고시나리오중 radionuclides 의외부로전달상태평가 - Sensitivity study & PIRT 에의해만들어진모델이 radionuclide 전달, plate-out, dus t depos ition 및 lift-of 되는과정을정확히평가 - Tritium 발생, 이송및투과 data 검증 - Tritium 이송및투과해석방법론 - Ttritium 오염분석코드개발 - Tritium 오염제한치설정타당성평가 - 운전결과 ( Tritium source terms - Dragon, Peach B ottom -1, AV R, Fort St. -V rain) 와의코드검증 - 트리튬투과요건및허용기준설정 - 트리튬투과감소를위한기기개념평가 - Gas circulator trip 후의 transient effects - 가압냉각유량상실및 LOCA 후의감압현상 Performance assessment - Loss of off site power simulation of the reactor at full or partial power condition: 냉각재온도, 압력및내부구조물의온도

55 Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) 구분평가항목 Hydrogen s ystem p roduction System analysis code 평가 Fluid-structure interaction TR IS O fuel fab rication technology UO2/SiC fuel q ualification U O 2 /S ic s afety testing A dv anced fuel s up p ly O ther advanced coatings Advanced q ualification S afety F uel modeling fuel tes ting p erformance R PV internals metallic, m aterials, hot duct and IHX Coatings Graphite /Ceramics R eactor p ress ure v es sel - 수소공정과원자로의연계기술 - 수소공정운전조건이원자로에미치는영향모사 - 전산코드의검증을위한자료생산 / 확보 - 코드계산결과의불확실성에대한정량화방법론의적 절성 - 압력강하 및 국부 불안정유속에 의한 유체거동 평가 - 원자로내유량분포평가 - 유체및구조물간열적 / 기계적특성해석모델개발 - Seismic 해석방법론 - Leak-before-break 특성 - 핵연료및핵연료집합체제조기술개발 - 핵연료성능분석기술개발및실증 - 조사시험 - 고온조건에서의재료의건전성시험 - 상업적 ( 대량 ) 규모의생산기술실증 - 핵연료및핵연료집합체제조기술개발 - 핵연료성능분석기술개발및실증 - 조사시험 - 고온조건에서의재료의건전성시험 - 상업적 ( 대량 ) 규모의생산기술실증 - 전산코드의검증을위한자료생산 / 확보 - 실험결과및유사코드결과와의비교평가 - 코드계산 결과의 불확실성에 대한 정량화 방법론의 적절성 - 정상 / 과도 ( 고온 ) 운전조건의재료의건전성입증 - 주어진조건에서내부식성능입증결과 / 방법의적절성 - 각재료에대한조사시험결과 - 대형화제조기술의대형화 (forging, flange, welding) - 좁은공간에서의용접기술의입증 - 장기간원자로용기표면의복사계수유지기술 - 용기표면복사계수변화를 monitering 하는기술

56 Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) 구분평가항목 - 열교환기사용재질에대한성능시험결과 (creep, fatigue, Intermediate exchangers heat 등 ) - 전열성능 및 해석방법론에 대한 Full scale 의 실험적 검증 - IHX 의 운전 응력을 대비한 기술개발 Reactor cooling system High tem p erature isolation Valves Blowers - 운전제어논리의적절성 -냉각계통에사용되는다양한열교환기의성능실증 (2차열전달계통, IS system, RCCS, 등 ) - 고 / 저온가스덕트의격리밸브개발 - 반복적인작동후에도신뢰할수있는성능을검증하는 Full Scale 의건전성평가시험 - 순환기의습기유입영향평가 - 전자기 (EM) 베어링및침지식전기구동모터개발 - 단순구조및유지 / 보수용이성개념 - 헬륨정화계통 (HPS) : 차냉각재에포함된방사 / 화학의불순물농도제어실증 - 마찰및부식시험 : 고온 / 고압의 Helium 환경시험, 기기들의마찰 / 부식연계시험 - 헬륨누출허용기준설정 G eneric technology and analytical test benches - 누출밀봉시험 ( 일 / 이차계통헬륨누출시험 ) - Helium 누출감지기의개발 - Helium rotating seals 시험 - Thermal insulation 시험 ( 1000 o C 조건성능시험 ) Q ualification tests using gas loops - 계측기기 ( 신호변환, 전달실증시험 ) - 가동 중 주요 핵심기기 (IHS, RPV, 가스 덕트..) 에 대한 검사방법론 개발 및 검증 - 시험 부문 : IHX, V/v, Blower, 고온덕트, 절연기기 - 시험 조건 : 온도 : ~ 100 C, ~ 500 C, ~ 1000 C 유량 : ~ 0.4 kg/sec 압력 : ~ 10 MPa Irradiation test facilities - 시험부문 : PRV, 흑연노심및노심내부구조물

57 Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) 구분평가항목 Q/A of R&D results - Organizations - Quality as s urance p rogramme - Ins tructions, procedures and drawings - General information - Verification and v alidation status - V erification and v alidation activ ities: - IS 공정 Flow sheet Evaluation - IS 공정정적 / 동적벤치마크계산 - 수소분리용세라믹 membrane 개발 - HI 농축용전기투석장치시험 - 황산분해공정용산소분리흡수 / 흡착제개발 - H2SO4/H2O 2성분계고압기- 액상평형 S/I process system ev aluation - SO3 분해용촉매개발 - HI 분해용촉매가공및 in-pile 성능시험 - 대체수소제조기술평가 - 수소생산효율 - VHTR 과의연계성 - 수소생산공정시스템설비비 - 공정의반응기조건에서의내식성입증된재료의개발 - 생산되는수소내의최대허용오염물질농도 Lab.s cale integral test and p roces s op timization - 고효율화를위한수소제조공정개발 - 폐사이클가압공정기술실증 Pilot-s cale experiments - 공정장치 Scale-up 시험및 DB 확보 - 연속운전제어기술 - 종합공정과도해석 D em onstration- scale experim ents - 실증시설시험운전 - VHTR 가연계특성평가 - 실증시설과도해석

58 구분평가항목 Ev aluation of alternativ e - 후보개념의구현성 - 사용기술의지속성및환경성 cycles - 대체기술의경쟁력비교평가 Basic R&D on - 복합 ( 수소, 전기 ) 생산타당성평가 alternativ e cycles Table 핵심기술달성도평가항목 ( 계속 ) - 고온열적용분야적절성평가 B OP Performance - Flowsheet 분석 ( 정상상태및과도상태 ) - 동적모사코드개발 Hydrogen Proces s Is olation Hypothetical explos ion caused by Hydrogen production process - 원자로계통과수소제조공정의분리에안전기준설정 - 가상사고에대한위해도분석설계관련위험도분석 - 가상폭발에대한해석방법론개발및검증 - 원자로의안전성을보장할수있는수단신뢰성분석 2. 원자력수소경제성평가방법론개발 원자력수소의경제성을평가하기위해서지금까지공개된경제성분석프로그램중가장많은항목과데이터로경제성을평가할수있는 G4-ECONS 프로그램을기본으로초고온가스로의수소생산단가를평가할수있는프로그램을개발하였다. G4-ECONS 는 EMWG(Economic Modeling Working Group) 의주관으로 Level(Unit Electricity C ost) 의계산을위해개발한것으로 Excel-based 프로그램이다. 따라서사용자들이자유롭게프로그램의변경이가능하다. 이프로그램을이용하여 PMR, PBMR 두가지노형에대하여수소생산단가 ($/kgh2) 에대한경제성평가를실시하고, 평가항목을기존의 2digit 에서 3digits 까지확장하여보다많은항목들에대하여평가하였다. 3 digit 에서항목은 PMR에대하여 EEDB(Energy Economic Data Base) 와 G4-ECONS 프로그램의가이드라인을참조하여구했다. PMR 은 GA의 H2-MHR 를기준으로하고항목도출역시 GA보고서의시스템을기준으로하였다. PBMR 은 GEN-4 ECONS 프로그램에서제공하는 MIT/INL concept 을기준으로계산을하였고차후 PBMR의 3 digit 항목에대해서는 200MWth 실증로시스템을기준으로할예정이다. 또한각항목들의수소생산단가에미치는중요도를조사해중요도순으로항목들의우선순위 (priority) 를평가하였다. 가. 경제성평가방법

59 ( 1 ) G 4 - E C O NS 본연구에서초고온가스로의수소생산단가의평가를위해서사용된프로그램은.G4-ECONS(Generation 4 Excel-based Calculation of Nuclear Systems) 이며 EMWG (Economic Modeling Working Group) 에의해 2006년 5월 version 1.0 이만들어졌다. G4-ECONS 는 Excel-based 프로그램으로 "Simplicity", "University", "Transparency", "Adaptability" 을 goal로하며사용자가자기의조건에맞게손쉽게항목과값들을바꾸고추가할수있게되어있다. 기존의 G4-ECONS 는 PWR, JSFR, PBMR에대하여 LUEC(Levelized Unit Electricity Cost) 를최종목표로만들어진것이다. LUEC는 Cap ital recovery, Fuel, Operation, D&D escrow fund cost 의 4개의핵심항목으로계산된다. 그러나본연구의최종목표는수소생산단가를구하는것이므로이프로그램을개조하여수소생산단가를구해야한다. 그리고 SI-based 수소생산으로가정하여 SI(Sulfur-Iodine) 공정과관련한항목들을추가하였다. SI Plant 는 PMR, PBMR 열용량이같을경우 SI Plant 의용량도동일하다고가정하였다. 본연구에서평가대상수소생산공장은 PMR 4*600MWth, 4*200MWth 와 PBMR 10*250MWth, 4*200MWth 에대하여평가를하였다. 200MWth 를평가한목적은앞으로설계될실증로를고려한것이다. ( 2 ) 수소생산경제성평가전제 ( 가 ) 평가대상수소생산공장평가대상수소생산 Plant 는위에서서술한바와같이 PMR 4*600MWth, 4*200MWth 와 PBMR 10*250MWth, 4*200MWth 네가지이며, 모두 SI-based 수소생산이다. 건설비는 Nth Plant 로가정하였다. 또한수명은 PMR 의경우 60년, PBMR의경우 40년으로가정하였다. 분석자료는 PMR의경우 2003년, 2006년 GA보고서에서산정한비용구조를활용하여현재의비용으로환산하여분석하였다 [3.1.14, ]. PBMR의경우는 G4-ECONS 에서사용한비용구조를활용하여현재의비용으로환산하여분석하였다 [3.1.14]. 과거의비용 (2001년,2003년) 을현재의분석대상원자로로환산하기위해서는소비자물가지수, 용량에따른비용상승, 온도에의한비용상승을각항목별로고려하였다. 모듈별건설비는용량에따른비용상승은 2/3승에비례하고, 온도상승에의한비용상승은 1.2배, 소비자물가상승은 1.03(2003년->2005년 ) 과 1.08(2001년->2005년 ) 배로상승하는것으로가정하였다 [3.1.17]. 여기서핵주기비는물가에만비례하는것으로하고, 운영비는모듈별운영비는용량, 온도상승, 물가에비례하고싸이트공통시설운영비는물가에만비례하는것으로가정하였다 [3.1.18]

60 ( 나 ) E conom ic as s es s m ent 경제성분석을위한전제조건으로건설비는 Overnight 비용으로하였으며, 환율은달러당 1,000원을적용하였다. Plant Life 는 PMR 60년, PBMR 40년으로가정하였다. Real discount rate 는 G4-ECONS 의값인 5% 를적용하였고, Fixed Charge rate 는다음과같이계산되었다. Fixed C harge rate= Real D is count rate/ (1 -( 1 +Real Discount rate)*(plant life)) 좀더자세히설명하면, 본연구에서는 PMR, PBMR 두노형에대하여 nth plant 일때의수소생산단가를평가하였다. Table 3.1.2에시스템의규모에따른가정들에대해서나타냈다. 대규모의 PMR (4*600MWth) 과 PBMR (10*250MWth) 의경우수소생산량은 kg/s, 연간 368,300 ton/yr 이고, 실증로규모에서는 122,700 ton/yr 으로가정하였다. 이용률은전부 90% 이다. 건설기간은 PMR (4*600MWth) 은 3년, PBMR (10*250MWth) 은 5년, PMR (4*200MWth) 와 PBMR (20*200MWth) 는각각 2년으로하였다. PBMR(10*250MWth) 의경우 10개의 module 을만드는데다소많은시간이소요될것으로사료되어 5년으로하였다. Real discount rate 5%, 12.6%, 15.9% 에대한수소생산단가도계산하였다. 그결과는다음절에서나타낸다. Tab le A ssump tions according to System C ap acity Construction time Real discount rate Hydrogen production PMR(4*600MWth) PMR(4*200MWth) PBMR PBMR(4*200MWt (10*250MWth) h) 3년 2년 5년 2년 5% 5% 5% 5% 368,300 ton/yr 122,700 ton/yr 368,300 ton/yr 122,700 ton/yr capacity rate 90% 90% 90% 90% Life time 60 년 60 년 40 년 40 년

61 나. 경제성평가핵심항목 G4 -EC ONS 는 Capital cost, Fuel cycle cost, O peration cost, D&D escrow fund cost 를주요인자로해서 LUEC 를구하였다. 그러나본연구에서는수소생산단가를구하 는것이최종목표이므로 SI 수소생산공정과관련한항목들을추가해야된다. ( 1 ) C ap ital cos ts Table 3.1.3은 4개의수소생산 plant 에대하여수소생산단가의대부분을차지하는 Capital cost 의항목및각항목에대한 costs를나타낸다. 총자본비는 Financial costs 를포함하고있으며, Financial costs 로는 IDC(Interest During Construction) 와 Contingency 비용을고려했다. PMR(4*600MWth) 의경우총자본비는 $ 2.83 billion 이고, 원자로 plant는 $ 1.25 billion, SI-based 수소생산공장은 $ 1.2 billion이다. PMR(4*200MWth) 의경우총자본비는 $ 1.3 billion 이고, 원자로 plant 는 $ 0.66 billion, SI-based 수소생산공장은 $ 0.52 billion 이다. PBMR(10*250MWth) 의경우총자본비는 $ 4.24 billion 이고, 원자로 plant 는 $ 2.53 billion, SI-based 수소생산공장은 $ 1.1 billion 이다. PBMR(4*200MWth) 의경우총자본비는 $ 1.86 billion 이고, 원자로 plant 는 $ 1.0 billion, SI-based 수소생산공장은 $ 0.52 billion 이다. Table 3.1.4은 SI plant 의자본비를나타낸다. SI plant 의자본비는 GA 보고서의값을참조로하였으며 [3.1.14], 세부항목은 2003년 GA보고서의항목들을참조해스케일링하였다 [3.1.16]. 자본비는 2005년달러기준이다. Contingency 비용은최종적으로나온자본비에 24% 를적용했다. Account number Table S um mary of Cap ital costs for R eactor ( $ M /yr) Account title PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth Capitalized Pre-construction 1 Costs(CPC) 11 Land and Land Rights Site Permits Plant Licensing Plant Permits Plant Studies Plant Reports Other Pre-construction Costs Other Pre-construction Costs

62 Table Summary of Capital costs for Reactor ($M/yr)( 계속 ) 19 Contingency Pre-construction Costs Capitalized Direct Costs(CDC) 21 Buildings&Structures Reactor Plant equipment Turbine/Generator Plant equipment Electrical equipment Water intake and heat rejection plant Miscellaneous plant equipment Special materials Simulator Contingency on above DIRECT COST Capitalized Indirect Services 3 Cost (CIC) 31 Field Indirect Costs Construction Supervision Commissioning and Start-up Costs Demonstration Test Run TOTAL FIELD COST 35 Design Services Offsite PM/CM Services Offsite Design Services Onsite PM/CM Services Onsite Contingency Support Services BASE COST 4 Capitalized Owner Cost (COC) 41 Staff Recruitment and Training Staff Housing Staff Salary Related Costs Other Owner Capitalized Costs Contingency Operations Costs Capitalized Supplementary 5 Costs(CSC) 51 Shipping and Transportation Costs Spare Parts Taxes 54 Insurance Contingency Supplementary Costs OVERNIGHT COST 6 Capitalized Operations

63 Table Summary of Capital costs for Reactor ($M/yr)( 계속 ) 61 Escalation Fees Interest During Construction Contingency Financial Costs SI Plant Capital costs 7 SI Plant Capital costs TOTAL CAPITAL INVESTMENT COST(TCIC) Account number SI Plant Capital costs Account title Section 1 (Bunsen Reaction) Section 2(H2SO4 Decomposition) Section 3(HI Decompostion) Vapor Recompression Equipment+Auxiilary equipment PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth Iodine Inventory Total SI Indirect Costs Reserved Contingency on above ( 2 ) F uel cycle cos ts Table Summary of Capital costs for SI Plant ($M/yr) Table 은핵연료주기비용을나타낸다. 표의항목들은고온가스로에해당하는항목 들만나타낸다. 핵연료비용에는우라늄공급비, 전환비, 농축비, 성형비및운반비등이 포함되어있다. 핵연료는 U 235 농축도 0.711% 인원광 (U 3 O 8 ) 을 UF6 로전환한후농축하여 UO 2 연료로성형가공한다. 핵주기의선택은국가의정책결정에따르며, 일본, 프랑스는 Closed cycle 핵주기를따르고있다 [3.1.19]. 미국과우리나라는정책결정을보류한상태 이나고온가스로의피복핵연료는직접처분에적합한형태이므로본연구에서는 Once-through 핵주기를따르는것을기준으로경제성을분석한다. Table 에서 fuel cycle code=1 은 Open cylce 을의미한다. 핵연료비용에서 PBMR 에비해 PMR 의성형비 용이 2 배이상의상대적으로큰값으로정한것은 PMR 의경우블록형으로연료의복잡 성으로인해연료제조의어려움과취급의안전상많은인력및고도의기술적사항이필

64 요하기때문이다. PMR(4*600MWth) 의경우 core 안에 4080 개의 fuel assemblies 가소요 되고, PBMR(10*250MWth) core 안에 3,600,000 개의 fuel assemblies 가소요되는것으로 가정하였다. Account title Table Nuclear fuel cycle costs PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth Fuel Material and Refuelling Data Fuel assemblies in Full Core Fuel assemblies per Reload Fuel Assembly Information Fuel cycle code Tails assay for virgin U fed 0.300% 0.300% 0.300% 0.300% Enrichment level of feed to enrichment plant for virgin 0.711% 0.711% 0.711% 0.711% EU (uranium) Required U-enrichment level for virgin EU reactor fuel 15.3% % 8.000% 8.000% (initial [first] core average) Required U-enrichment level for virgin EU reactor fuel (reload average) % % 8.000% 8.000% Nuclear material Source Unit Costs Uranium Ore (Mining and Milling U3O8) Intermediate Fuel Cycle Step Unit Costs Oxide to UF6 conversion (natural or virgin EU) Enrichment for non-repu (Virgin) UF Fabrication of virgin EU fuel Outside reactor bldg spent fuel storage End States for Major Materials (Unit Costs) DUF6 conv/storage/geologic disposal as impure U3O

65 ( 3 ) O p eration & M aintenance C os ts Table 3.1.6은원자로와 SI 플랜트에대한 Operation and maintenance (O&M) 비용을나타낸다. O&M 비용에는 land staffing, consumable operating materials, eq uipment, repair, interim replacem ents, purchas ed serv ices, nuclear ins urance 비용과같은모든 non-fuel 비용을포함하고있다. 또한 taxes, fees, decommissioning allowances, miscellaneous 비용일체도포함하고있다. 여기서 PMR(4*600MWth) 의경우 GA 보고서의값을기준으로하였으며, PBMR(10*250MWth) 의경우에는 G4-ECONS 의값을기준으로계산하였다. 특히본연구에서는전기비도포함시켰다. 전기단가는열용량이 200MWth 일때 PMR의경우 Reactor 당 11.64MWe가필요한걸로가정하고, PBMR은 Reactor 당 14.2MWe로가정하고, 대부분의전기비를차지하고있는 SI 공정에서 600MWth 일때 684MWe[General Atomics, 2005] 를포함해총 780MWe가소요된다가가정했을때용량에비례해 375MWe가필요한걸로가정했다. 이때전기비용은각각 219M$, 224M$ 이다. 요율은 2004년기준산업용요금 (0.06$/kwh) 을적용하였다. water supply cost는수소 1kg 생산에필요한물이 9kg으로가정하고물 1kg당 $/kg 으로적용하였다. Table Summary of SI-based Plant O&M Costs ($M/yr) Account title PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth Annualized O&M cost for Reactor On-site Staffing cost Pensions and Benefits Consumables Repair Costs Charges on working Capital Purchased services & subcontracts Insurance premiums & taxes Regulatory fees Radioactive waste management Other General and Administrative (G&A) Capital replacements as a % of direct capital 1% 1% 1% 1% Contingency on non-fuel O&M cost Annualized O&M cost for SI plant Water Supply Operating Labor Supervisory and Clerical Labor Maintenance and Repair

66 Table Summary of SI-based Plant O&M Costs ($M/yr)( 계속 ) Operating Supplies Laboratory Charges Taxes Administrative Costs Contingency on non-fuel O&M cost Electricity cost ( 4 ) Hydrogen Production C os ts & S ens itiv ity of Param eters Table 3.1.7에수소생산비용을나타냈다. Discount rate 가 5% 일때, 각각의수소생산단가는 $2.38/kg, $3.26/kg, $2.63/kg, $3.44/kg 이다. PMR에비해 PBMR의수소생산단가가약간높게나타내는것을알수있다. 그리고앞서말한바와같이 Nuclear Fuel Costs 는 PMR 의경우가다소높은데, 이것은 PMR 의경우성형가공의복잡성으로인해비용이많이소요되기때문이다. 그리고 SI Plant Capital Charges 의경우 PMR 과 PBMR 똑같은 SI plant 를가정했음에도불구하고 PBMR의경우가높은이유는 PBMR의경우 Plane life 가 40년으로짧아 Fixed Charge rate 이크기때문이다. Table Summary of SI-based Plant Hydrogen Production Costs ($M/yr) Account PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth MHR Plant Capital Charges SI Plant Capital Charges MHR Plant O&M Costs SI Plant O&M Costs Nuclear Fuel Costs Electricity Costs Total Annual costs kg/yr Hydrogen Produced 3.68*10 8,1.22*10 8 ($/kg) Hydrogen Production Costs Fig 은 4개의 수소 생산 plant 에서 1 digit 의 각 항목들이 수소 생산 단가에 차지하 는비율을나타낸다. 1digit 에서는 4 개의대상수소생산공장들모두 Electricity cost 가 50% 전후의비율을차지하고있으며, 다음으로 Plant costs 와 Nuclear fuel cycle cost 가 많은비율을차지하고있다는것을알수있다. 이결과는다른연구결과 [3.1.14] 들이 Electricity cost 와 Plant capital charge 의차이가적은것과는다소다른결과로, 그이유

67 는본연구에서적용된 Fixed charge rate 가다른연구에서는 12% 대로다소높은것에 비해본연구에서는 5% 정도로낮기때문이다. 10% 8% 5% 10% 8% 5% 51% 12% 54% 12% 14% 11% MHR Plant Capital Charges MHR Plant O&M Charges Nuclear Fuel Costs SI Plant Capital Charges SI Plant O&M Charges Electricity Costs MHR Plant Capital Charges MHR Plant O&M Charges Nuclear Fuel Costs SI Plant Capital Charges SI Plant O&M Charges Electricity Costs (a) PMR(4*600MWth) (b) PMR(4*200MWth) 18% 15% 46% 8% 8% 12% 10% 6% 52% 9% 5% 11% MHR Plant Capital Charges SI Plant Capital Charges MHR Plant Capital Charges SI Plant Capital Charges MHR Plant O&M Charges SI Plant O&M Charges MHR Plant O&M Charges SI Plant O&M Charges Nuclear Fuel Costs Electricity Costs Nuclear Fuel Costs Electricity Costs (c) PBMR(10*250MWth) (d) PBMR(4*200MWth) F ig F raction of 1 digit Items Fig 는 PMR(4*600MWth), PBMR(10*250MWth) 에서 Capital costs 의 2 digit 항목별수소생산단가에차지하는비율을나타낸다. Table 3.1.3에서나타낸바와같이 R eactor 의 cap ital cos t 는크게 CPC( ap italized Pre- cons truction C os t), CDC(Capitalized Direct Cost), CIC(Capitalized Indirect Services Cost), COC(Capitalized O wner C os t), CSC(Capitalized Supplementary Cost), Capitalized Operation 로나눠져있고, 각항목들은다시 10개이내의 2 digit 항목들로나눠져있다. Fig 의결과를보면 PMR(4*600MWth) 의경우 2 digit 항목들중 Reactor plant equipment cost 가장높은비중을차지하고, 그다음으로는 Owner 의투자비용과 Building&Structure 비용인반면, PBMR(10*250MWth) 의경우 Reactor plant equipment cost 가가장많은비중을가지고, 그뒤로 Building& Structure cos ts 가많은데 Reactor plant eq uipment cos ts 가가장많은비중을차지하는이유는본연구의대상인 PBMR(10*250MWth) 이 10개의모듈을 5년이라는기간동안건설하기때문이다

68 4% 3% 2% 2% 1%0%0% 4% 30% 5% 6% 13% 17% Reactor Plant equipment 13% Buildings, Structures, & Improvements on Site Secondary Coolant Circulator Electrical equipment Miscellaneous plant equipment Secondary HTS Isolation Valves Primary Helium Service System Other Owners' capital investment costs IHX&IHX vessel Primary Coolant Circulator Water intake and heat rejection plant Secondary HTS Piping Residual Heat Removal System Secondary Helium Service system (a) PMR(4*600MWth) 3% 3% 3% 2%1%1%1%0%0% 3% 4% 39% 4% 7% 7% 9% Reactor Plant equipment Other Owners' capital investment costs IHX&IHX vessel Design Services at A/E Offices (home office) Design services at plant site (field office) Primary Coolant Circulator Secondary HTS Piping Residual Heat Removal System Secondary Helium Service system 12% Buildings, Structures, & Improvements on Site Field indirect costs Electrical equipment Secondary Coolant Circulator M iscellaneous plant equipment Water intake and heat rejection plant Secondary HTS Isolation Valves Primary Helium Service System (a) PBMR(10*250MWth) Fig Fraction results of 2 digit Items in cap ital cos ts

69 Fig 은 PMR(4*600MWth), PBMR(10*250MWth) 에서 Nuclear fuel cycle 의항목들이 fuel cycle costs 에서차지하는비율을나타낸다. 구체적인항목들은 Table 3.1.5에나타냈다. 많은항목들이있지만현재우리가고려하는 NHDD 의경우 Open cycle 을가정했을때적용되는항목은극히일부다. Fig 의결과를보면둘다 Fabrication cost 가대부분을차지하고있다는것을알수있다. 따라서 Nuclear fuel cost 는미래성형가공기술이발달된다면상당히값이내려갈것으로생각된다. 원광가격은 50$/kgU 로가정하였다. 1%1%0%0% Fabrication of virgin EU fuel Outside reactor bldg spent fuel storage Enrichment for non-repu (Virgin) UF6 Uranium Ore (Mining and Milling U3O8) Oxide to UF6 conversion (natural or virgin EU) DUF6 conv/storage/geologic disposal as impure U3O8 Geological Repository. disposition of spent fuel 98% (a) PMR(4*600MWth) 2% 1%0%0% Fabrication of virgin EU fuel Outside reactor bldg spent fuel storage Enrichment for non-repu (Virgin) UF6 Uranium Ore (Mining and Milling U3O8) Oxide to UF6 conversion (natural or virgin EU) DUF6 conv/storage/geologic disposal as impure U3O8 Geological Repository. disposition of spent fuel 97% (a) PBMR(10*250MWth) Fig Fraction results of 2 digit Items in Nuclear fuel costs

70 Table 3.1.8과 3.1.9은 PMR(4*600MWth) 과 PBMR(10*250MWth) 의경우에서수소생산단가의대부분을차지하는 Capital cost와 Nuclear fuel cost, O&M cost 등 2 digit 까지사용된항목들의우선순위를나타낸다. PMR의경우는한국적상황을고려한 Electricity cost(0.06$/kwhr 일때 ) 가가장많은비중을차지하며, 그뒤를이어 Reactor plant cost와 IHX&IHX vessel cost도많은부분을차지하고있다. 그에반해 PBMR은 Reactor plant cost가제일큰비중을차지하고그뒤로 Structure cost와 Electricity cost 가많이차지한다. 이것은 Fig 에서설명한바와같이 PBMR이가장큰단점이라할수있는복잡한 safety system 과긴건설기간으로인한것이다 [3.1.20]. Table Priority of items of PMR Account Description Costs, $M/yr Percent of Total 1 Electricity cost % 2 Reactor Plant equipment % 3 Other Owners' capital investment costs % 4 Buildings, Structures, & Improvements on Site % 5 IHX&IHX vessel % 6 Fabrication of virgin EU fuel % 7 Secondary Coolant Circulator % 8 Primary Coolant Circulator % 9 Electrical equipment % 10 Maintenance and Repair % 11 Water intake and heat rejection plant % 12 Reactor Operations % 13 Miscellaneous plant equipment % 14 Secondary HTS Piping % 15 Secondary HTS Isolation Valves % 16 Residual Heat Removal System % 17 Enrichment for non-repu (Virgin) UF % 18 Taxes % 19 Uranium Ore (Mining and Milling U3O8) % 20 Operating Labor % 21 Operating Supplies % 22 Decommissioning % 23 Primary Helium Service System % 24 Secondary Helium Service system % 25 Water Supply % 26 Administrative Costs % 27 Oxide to UF6 conversion (natural or virgin EU) % 28 Outside reactor bldg spent fuel storage % 29 Supervisory and Clerical Labor % 30 Laboratory Charges % 31 DUF6 conv/storage/geologic disposal as impure U3O %

71 Table Priority of items of PBMR Account Description Costs, $M/yr Percent of Total 1 Reactor Plant equipment % 2 Electricity cost % 3 Buildings, Structures, & Improvements on Site % 4 Other Owners' capital investment costs % 5 Field indirect costs % 6 IHX&IHX vessel % 7 Fabrication of virgin EU fuel % 8 Electrical equipment % 9 Design Services at A/E Offices (home office) % 10 Secondary Coolant Circulator % 11 Design services at plant site (field office) % 12 Miscellaneous plant equipment % 13 Primary Coolant Circulator % 14 Water intake and heat rejection plant % 15 Secondary HTS Piping % 16 Maintenance and Repair % 17 Secondary HTS Isolation Valves % 18 Residual Heat Removal System % 19 Enrichment for non-repu (Virgin) UF % 20 Uranium Ore (Mining and Milling U3O8) % 21 Taxes % 22 On-site Staffing cost % 23 Primary Helium Service System % 24 Secondary Helium Service system % 25 Operting Labor % 26 Operating Supplies % 27 Other General and Administrative (G&A) % 28 Consumables % 29 Water Supply % 30 Outside reactor bldg spent fuel storage % 31 Repair Costs % 32 Regulatory fees % 33 Insurance premiums & taxes % 34 Pensions and Benefits % 35 Oxide to UF6 conversion (natural or virgin EU) % 36 Purchased services & subcontracts % 37 DUF6 conv/storage/geologic disposal as impure U3O % 38 Administrative Costs % 39 Supervisory and Clerical Labor % 40 Laboratory Charges %

72 Table 는 4개의수소생산공장에대하여 Construction time, Fixed Charge rate, Electricity cost 의변화에따른수소생산단가의민감도를조사한결과이다. 표중에서색이있는부분들은대상 plant 의 baseline 평가값이다. Talbe 의결과를살펴보면, 건설기간에따른수소생산단가의차이는크지않은반면, Fixed charge rate 에따른값의변동은 5.3% 에서 15.9% 로변화할때값은전체적으로 1.1$/kgH2~1.6$/kgH2 으로변화의폭이크게나타나고있다. 특히 PBMR(10*250MWth) 의경우 Fixed charge rate 에따라 1.6 $/kg 정도로변동이큰데이것은기본건설기간이 5년으로길기때문이다. 다음으로전기값에의한 Sensitivity 를살펴보면, 먼저 GA에서사용한 0.035$/kWhr 의적용했을시는 1.87$/kgH2~2.65$/kgH2 로비교적낮은값을나타내나, 한국의상황을고려해 0.06$/kWhr, 0.09$/kWhr 로계산한결과, 2.33$/kgH2~4.18$/kgH2 로다소높은수소생산단가를나타내고있는것을알수있다. Table Sens itivity Results of Economic Parametric S tudies Parameters Construction time, month Fixed charge rate, % Electricity costs, $/kwhr PMR 4*600MWth PMR 4*200MWth PBMR 10*250MWth PBMR 4*200MWth % % % Fig 는천연가스와본연구의대상인 3개의수소생산공장에서의수소생산단가를비교한그래프이다. 천연가스의값은 EPRI(Electric Power Research Institute) 에의해계산된값이다. 생산방식은 SMR(Steam-methane reforming) 에의한방식이다. 천연가스값은 2005년 12월기준으로 100ft 3 당 $10.02이며, 이것은 $9.72/MMBtu 에해당한다 [3.1.21]. 여기서원자력에의한수소생산의경우부산물로서 O 2 가생성된다. O 2 의 credit 가 20$/ton 라고했을때, 이것은 0.16$/kgH2 에해당한다 [3.1.22]. 그림의결과를살펴보면, 천연가스가격이 $9.72/MMBtu 일 O 2 의부산물가격을고려하지않을경우는천연가스가 penalty 30$/t를고려했을때와거의동일한값을가지고있고,

73 PMR(4*600MWth) 의 수소 생산 단가에 O 2 의 부산물에 의한 credit 를 고려했을 때는 CO 2 의 penalty 를 고려하지 않은 천연가스에 의한 수소 생산 단가와 동일한 가격을 나타 냈다. 즉, O 2 credit 를 고려하지 않은 원자력에 의한 수소 생산의 경우는 penalty 를 고려 한 천연가스의 가격이 $9.5/MMBtu~$10/MMBtu 사이를 넘기면 경쟁성을 가지며, O 2 credit 를 고려한 원자력에 의한 수소 생산의 경우는 penalty 를 고려한 천연가스의 가격이 $7/MMBtu~$8/MMBtu 을 넘기면 경쟁성을 가진다. 그러나 실증로 단계인 200MWth 은 SMR에 의한 수소 생산단가에 비해 다소 경쟁성이 떨어지는 것을 알 수 있다. 그러나 Fig 에서 보는 바와 같이 원유가격이 증가 할수록 천연가스의 가격은 증가하므로 2005년 급등한 원유가격 70$/B를 반영한다면 천연가스 가격은 $11.8/MMBtu 로 수소 생 산 단가는 2.5$/kg 전후로 원자력에 의한 수소 생산은 상당히 경제성을 가지며, 200MWth 급의 실증로도 O 2 credit 를 고려한다면 천연가스와 경쟁성을 가질 것이라 생각 한다 SMR-No CO2 Penalty SMR-$50/mt CO2 Penalty PMR(4*200MWth) PMR(4*600MWth)with $20/mt O2 Credit SMR-$30/mt CO2 Penalty PMR(4*600MWth) PBMR(4*200MWth) Cost of Hydrogen($/kg) $9.72/MMBTU DEC Natural Gas Price of Natural Gas($/MMBtu) Fig Comparison of Nuclear and SMR Hydrogen Production Costs

74 Fig Relation of Natural gas and Oil Price [3.1.23]

75 3. 핵심연구간연계항목및현안도출 핵심연구기술분야간연계항목을도출하고 Table 와같이연계일정표를완성하였음. 이결과는핵심연구공정에반영되어품질보증시스템에기반을둔 R&D네트워크구성에적용되었다. Table 과제간연계자료일정표 번호항목발송과제수신과제일정용도 수소생산공정예비운전변수 계통연계, 설계기술, 기술종합요소기술 가스루프, 기기기술 흑연 구조물 제원 및 물성요소기술 설계기술 노심모델링 치 금속재료성치 물요소기술설계기술 개발 노심및계통모델링 발간일자 ( 세미나 ) '06.11 참조 중간열 중간열교환기 교환기 형태요소기술 설계기술 열유체 / 기계 '06.9 및제원 해석 참조냉각재요소기술배관제원 설계기술 계통모델링 06.9 참조 순환기 형태 및 성능요소기술 설계기술 계통모델링 06.9 커브 발간문서 ( 번호포함 ) / 비고 H 2SO 4-H 2O 2성분계의물성및상평형상관식 (NHDD-KA-06-HP-001) He Loop 2차계통 ( 황산분해공정 ) flowsheet 및운전변수 (NHDD-KA-06-HP-002) 노심블록흑연후보재물성치 ( 밀도 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-001) 노심블록흑연후보재물성치 ( 압축강도 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-002) 노심블록흑연후보재물성치 ( 인장강도 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-003) 노심블록흑연후보재물성치 ( 평균열팽창계수 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-004) 노심블록흑연후보재물성치 ( 동탄성계수 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-005) 노심블록흑연후보재물성치 ( 열전도계수 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-006) 노심블록흑연후보재물성치 ( 열용량 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-007) 노심블록흑연후보재물성치 ( 동위원소별분순물 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-008) 반사체블록흑연후보재물성치 ( 열전도계수 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-010) 반사체블록흑연후보재물성치 ( 열용량 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-011) 출구플레넘블록흑연후보재물성치 ( 밀도 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-012) 출구플레넘블록흑연후보재물성치 ( 열전도계수 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-013) 출구플레넘블록흑연후보재물성치 ( 열용량 ) (NHDD-KA-06-GR-BT-014) 노심배럴후보재료 Alloy 800의열물성치 (NHDD-KA-06-MA-BT-001) 압력용기후보재료 (SA508-Gr.3 and Modified 9Cr-1Mo) 물성값결과자료 (NHDD-KA-06-MA-BT-003) 중간열교환기형태및제원 (NHDD-KA-06-ME-IC-002, Rev.00) HGD 설계조건연계요청 (NHDD-KA-06-ME-BT-003, Rev.00) 헬륨순환기의형태및연계요청사항 (NHDD-KA-06-ME-BT-001, Rev.00)

76 Table 과제간연계자료일정표 ( 계속 ) 번호항목발송과제수신과제일정용도 발간일자 발간문서 ( 번호포함 ) / 비고 황산공정 재 료부식 평가요소기술 IS황산분해 자료 연계자료청서 요소기술, 요설계기술입자핵연료, 기술종합 Pt mesh 촉매및 KIST 금속산화물촉매스크린선정 연계자료세부항목구체화 ' 월말발간예정 핵심기술개발을위한예비연계자료목록 (NHDD-KA-06-RD-BT-001) 가스루프, 초고온가스로요소기술, 기기기술계통예비운설계기술기술종합, 개발, 계통전변수입자핵연료연계 '06.7 입자연료 핵 핵연료체 분열생성물설계기술 입자핵연료 핵분열생성물 '06.7 Inventory 누설분석 고온기기기설계기술술기준분석 요소기술 기기기술개발 월말발간예정 예비 노심 최 흑연조사및 적화평가결설계기술요소기술과 ( 핵, 열유입자핵연료 성능평가핵연료 월말발간예정 체 ) 성능평가 흑연구조물예비냉각압내부유로, 력용기평가설계기술요소기술 금속재료결과온도거동 월말발간예정 예비 중간열 교환기 열유설계기술 요소기술 체성능 예비 전산유 체해석 방법설계기술 요소기술 론 핵연료체제원및물성치 핵연료체온도분포상세해석결과정상상태및사고조건에서의핵분열생성물누설율 ( 핵연료체 -> 냉각재 ) 대기압운전 Electrodialysis 기술적용 I S 공정 flowsheet 대기압조건 HIx용액농축용전기투석장치의시험평가 d at a 입자핵연료 입자핵연료 입자핵연료 IS 공정개발 IS 공정개발 중간열교환기열유체거동 기기열유체해석 설계기술 노심모델링 설계기술 노심모델링 설계기술 기술종합 원자로계통및격납건물핵분열생성물거동분석 Electrodialysis 기술적용 IS 공정열효율평가 기술종합 상동 참조초고온가스로계통예비운전변수 (NHDD-KA-06-RD-BT-002,Rev.00) 입자연료핵분열생성물 Inventory (NHDD-KA-06-CD-BT-001) 월말발간예정 월말발간예정 고온가스로용핵연료체의제원및열물성 (NHDD-KA-06-FU-CA-011) - 기준연료구의제원및재료물성치요약 고온가스로용핵연료체의온도분포계산 (NHDD-KA-06-FU-CA-012) - 기준연료구의정상상태온도분포 월말발간예정 개선된 IS 프로세스물질수지해석및 aspen 적용 (NHPD ) 요오드농도에따른 pseudo-azeotropic 조성변화 (NHPD ) 전기투석셀및실험장치구성 (NHPD ) 농축온도및요오드변화따른전기투석셀운전결과 (NHPD )

77 Table 과제간연계자료일정표 ( 계속 ) 번호항목발송과제수신과제일정용도 발간일자 발간문서 ( 번호포함 ) / 비고 대기압조건 HI분해 / 수소분리막의시험평가 d at a H 2 S O 4 - H 2 O VLE 자료 대기압조건황산농축장치및분해장치제작제원및운전조건 분젠반응시험평가 data ( 가압 data는 08년생산 ) 황산용액증류 / 증발 / 분해기초 d at a 황산분해촉매기초자료 개량된황산분해촉매 H I - I 2 - H 2 O VLE 자료 (2기압 ) IS 공정개발 IS 황산분해 IS 황산분해 IS 공정개발 IS 황산분해 IS 황산분해 IS 황산분해 IS 공정개발 기술종합 상동 기술종합 황산분해공정모사입력자료 '06.03 기술종합 상동 '06.03 기술종합 IS 황산분해 I S 공정개발 분젠반응공정모사입력자료황산공정 Flash evaporator unit 핵심기술개발대기압운전 IS 종합공정 (20L/h 규모 ) 운전 '06.03 IS 공정개발 상동 '06.03 I S 공정개발 기술종합 IS 황산분해 대기압운전 IS 종합공정의황산분해촉매로사용 HI 증발기모사입력자료황산공정 Flash evaporator 설계 '06.03 Pt/C 촉매제조 (NHPD ) Pt/C 촉매의 HI 분해특성 (NHPD ) 수소분리막제작및성능평가 (NHPD ) IS 싸이클을위한황산분해및농축공정요소기술개발 (UCN ). 별도책자 J.I. Gmitro, T. Vermeulen, "Vapor-Liquid Equilibria for Aqueous Sulfuric Acid", AIChE J, (1964)740. IS 싸이클을위한황산분해및농축공정요소기술개발 (UCN ) 별도책자 분젠공정내상분리특성 (NHPD ) 물의투입몰수에따른생성물의조성변화 (NHPD ) IS 싸이클을위한황산분해및농축공정요소기술개발 (UCN ) 별도책자 IS 싸이클을위한황산분해및농축공정요소기술개발 (UCN ) 별도책자 SO 3 촉매분해반응 : 촉매 screening (NHDD-KI-06-HP-CA-103) Published Paper: Appl. Catal., 305 (2006) 39 IS 싸이클을위한황산분해및농축공정요소기술개발 (UCN ) 황산의촉매분해반응 : Fe/Cu/Al system (NHDD-KI-06-HP-CA-102) 월말발간예정

78 4. 핵심연구공정및품질관리기법개발 가. 핵심연구공정개발 ( 1 ) 개요 업무분류체계 (Work Breakdown Structure, WBS) 는프로젝트관리에필요한기본문서로써보통 프로젝트요소인산출물중심의분류체계로프로젝트의전체범위를구성하고정하는것 이라고정의된다 [ ]. WBS은전체업무를세분화하여구성요소로만든후각요소를평가하고일정별로계획하며그것을완수할수있는사람에게할당해주는역할을하게된다. 프로젝트에서 WBS은많은용도로사용되는데대표적으로일정계획, 정보추적, 팀의사소통, 보고등에있어서여러가지기능을제공하고프로젝트매니저 ( 보통세부과제책임자이상 ) 의중요한전략적인도구의하나로사용된다. WBS가제대로활용되려면프로젝트매니저가 WBS의특성과쓰임새를잘파악하고있어야한다. 프로젝트매니저가계획을효과적으로수립하고진행하기위해서는프로젝트를상위업무 ( 요약업무 ) 과하위업무 ( 연구활동 ) 으로나누어체계화하는것이좋다. 상위업무는일반적인연구업무들에대한요약업무고하위업무는실행가능한최소한으로분해된구체적인연구활동 (activity) 이다. Fig 과같이세분화된프로젝트를예로들면, 상위레벨의요약업무는 대분류 부터 소분류 까지를나타내고하위업무는연구기간, 담당자등이할당되는연구활동에해당한다. Fig 에나타낸바와같이각세부과제의프로젝트매니저는상위관리요소들이무엇인지보여주는대분류-소분류까지의요약업무를담당하게되고팀원들은자신에게할당된태스크를쉽게식별할수있는소분류이하의연구활동을담당하게된다. Fig WBS 업무분류도

79 블록다이어그램의최하위레벨인연구활동항목이연구네트워크의기본단위로활용된다. 이러한네트워크를확인함으로써프로젝트매니저는업무패키지들간의논리적선후관계를정립하고각태스크가전체적인일정에어떤영향을미치는지파악할수있게된다. 레벨에상관없이 WBS은프로젝트매니저에게중요한의사소통링크를제공한다. 프로젝트관리의가장중요한요소로서 WBS은프로젝트를검토하고평가할수있는기본체계를제공할뿐만아니라프로젝트전체의흐름을파악하는데도움을준다. WBS 은태스크별로기록되어있기때문에프로젝트나특정활동에서자신의역할을좀더명확히이해하고자하는팀원들에게좋은도구로서활용된다. Gen IV 시스템의연구개발프로그램은 GIF(Gen IV International Forum) QMS 지침에따라수행되어야한다 [ ]. QMS 기반 R&D 업무수행은 Fig 와같이요약될수있다. R&D 그룹은 WBS을작성하고연구개발을수행하며결과를도출하는업무를하는데이러한일련의모든활동은 GIF QMS 지침, 계획, 절차등을준수해야한다. 여기서총괄부서는 GIF QMS 지침서 (guideline) 에따라 QMS 기반 R&D 계획지침서와 QA 계획서및절차서등을만들어 R&D 그룹을지원하게된다. GIF QMS 지침서요건중에서 R&D 계획단계에서충족되어야할사항에대해알아보고 NHDD 프로젝트에적용될수있는 QMS 기반 WBS 작성지침서를제시하고자한다. WBS의효율적인관리와 QMS 요건을충실히이행하기위해먼저과제를 4단계로세분화하고 MS Project 프로그램을이용하여각단계별세분화과정을예시한다. 또한 QMS 요건충족을평가할수있도록소분류레벨에서연구요약표를만들어일괄적으로관리하는안을제시한다. Fig GIF 품질경영시스템기반 NHDD 핵심기술개발연구과제운영도

80 ( 2 ) Q M S 기반 R & D 계획지침 ( 가 ) G IF Q M S 수립, 운영, 목적 GIF QMS은 프로젝트 시작 단계인 R&D 계획서 작성, 품질보증계획서 및 절차서를 이 용한 연구진행 및 연구 산출물 관리까지 포괄적인 품질관리시스템이다. Gen IV 참가국들 은 반드시 GIF QMS에 따라 연구를 진행하여야 한다. 2006년 5월 16일에 발간된 QMS 지침서 초판은 기존의 QMS 지침서인 IAEA Safety Series No. 50-C/SG-Q (1996), ASME NQA , ISO 등에 기반을 두어 작성한 후 GIF 정책그룹의 최종 승인으로 발간되었다. 본 지침서에 따르면 모든 PMB 내의 개별 연구 조직은 QMS 지침 서의 요건이 만족되는 품질 프로그램을 자체적으로 수립하고 모든 R&D 업무를 품질 프 로그램에 따라 실행해야 한다. GIF QMS 수립의 목적은 향후 GIF 활동을 지원하기위한 품질요건 틀을 만드는데 있다. 구체적인 목표는 다음과 같다. - 연구 산출물의 효과적이고 능률적인 사용 - GIF 목표 달성에 필요한 질적 수준을 보증 - 요구되는 목표 달성을 증빙할 서류 ( 연구결과물 등 ) 보증 이러한 목적을 바탕으로 QMS은 R&D 프로젝트에 적용될 품질 요건의 형식을 제공해 준 다. ( 나 ) R & D 계획서작성요건 GIF QMS 지침서는 R&D 계획서, 품질보증계획서, 품질보증절차서등크게세부분에대한지침으로구성되어있다. 그중에서 R&D 계획서작성시에충족되어야할사항으로다음과같은요건들을제시하고있다. - 연구내용과범위, 얻어질수있는결과, 가설, 계산결과예측등을간략히기술해야한다. 여기서연구내용은같은전공과경력을가진전문가가이내용을보고연구를모사할수있을정도여야한다. - 요구조건이나기대치등에부합되어야하고국제적인표준규격을참조해야한다. 환경, 안전성, 규제요건등을기술해야하고그요건들이어떻게다루어지는지기술해야한다. 또한원자력안전성에미치는영향이사전에예상될수있는수준으로작성되어야한다. - R&D 계획은각연구의목적을분명하게기술해야하는데그수준은향후연구가완료되었을때연구의성공과실패를평가하는기준이될수있어야한다 ( 평가시점도명확히기술 ). - R&D 계획은기존에수행된실험, 이론, 수치해석등과관련된논문이나책등의참고문헌을포함해야하고더불어기존에연구소에서수행하였던연구산출물, 기술개발등을

81 입수하여참고문헌에포함시키다. - 연구와관련된실험장비및설비의형상과관련스펙을포함해야한다. 그것으로부터설비가가지고있는특이하거나문제가될만한소지가있는기술, 실험방법등을미리정리해야한다. - 교육, 경험, 기술등을가진자원들을각연구분야에어떻게할당할것인지기술해야한다. - 연구기간, 자원 ( 인력, 예산, 장비등 ) 배치를명확히기술해야한다. - 국제회의, 논문및보고서작성등의중요시점을기술해야한다. - 연구를수행하기위해필요한장비스펙을상세하게기술해야한다. - 개별연구자들은 R&D 계획을잘숙지한후다른연구과제와의의존성이나연관성이있는지기술한다. 만약유사한연구가다른곳에서진행되고있다면그연구와어떻게관련및협력되는지설명해야한다. ( 3 ) W B S 작성방법 WBS은좁은의미로는업무내역을관리가능한수준까지세분화하여블록다이어그램등으로표현한업무추진구조도라하고넓은의미로는업무추진구조도에인력자원, 업무소요시간, 업무연계구조등의세밀한사항까지포함된업무분류체계로정의된다. 본보고서에서는 WBS을넓은의미로사용되는업무분류체계라고정의한다. 이러한 WBS의기능, 구성, 작성원칙은 Table 과같이요약될수있다. WBS의작성은팀원들의참여를바탕으로해야한다. 각분야의전문가인팀원의의견을수렴하여 WBS 작성방법론을기반으로작성하고, 이해관계자 ( 매니저및팀원 ) 가참여하여합의된내용으로최종 WBS은완성되어야한다. 즉 WBS 구상, 작성, 교정등의일련의과정은매니저와팀원들이참석한회의를수차례통하여최종결정이이루어져야한다. Table WBS의 기능, 구성 및 작성원칙 기능 구성 작성원칙 - 업무패키지 - 인력자원 - 책임기준명확히 ( 책임을 - 업무내용가시화 - 업무활동물을수있는수준까지, 필요 - 업무관리 - 산출물하면 activity을세분화 ) - 팀원-팀원, 매니저-팀원간 - 국제, 국내회의등의중요 - 일정독려의의사소통수단의사결정시점 - 일정파악 ( 시작, 종료일자 ) - 중요데이터입수시점

82 Table R&D 업무효율화도구의목적과활용 도구목적활용 업무추진구조도책임분석표 PERT/Critical Path Gantt Chart 목표설정요구되는연구내용 / 범위결정책임소재규명일의순서와소요시간결정일의시작일과완료일을결정 업무간연관성파악누락업무확인일정 / 예산계획책임을명확히구분특정인과도업무방지정해진시간내업무완수업무네트워크최적화를통한기간및비용의효율화일의착수시점과완료시점을명확히파악일정계획수립 / 변경용이 WBS 작성에서나타나는흔한문제는먼저연구활동 (activity) 을세분화하지못하고개략적수준으로작성하여나타나는문제와프로젝트계획수립단계에서충분한검토없이계획이수립되어프로젝트진행동안여러문제점이발생하는것을들수있다. 연구업무를효율적으로추진하기위한도구로는업무추진구조도 ( 블록다이어그램 (block diagram) 등으로묘사된업무분류구조 ), 책임분석표, PERT/Critical Path, 간트차트 (Gantt chart) 등을들수있다 (Table ). 통상 MS Project 을이용하여간트차트를완성할경우 4가지업무효율화도구를모두충족시킬수있다. ( 가 ) 연구업무세분화각세부과제는 Fig 의소분류까지업무를세분화한업무추진구조도를작성한다. 과제가복잡한대형과제의경우는블록다이어그램으로업무를세분화하기보다는간트차트를이용하여업무추진구조도를완성하는것이좋다. 이단계에서는업무시작 / 종료일, 업무기간, 연구원배정등은전혀고려하지않고연구목적에맞게과제를최대한세분화한다. 부록 A-1은업무추진구조도예시를보여준다. Fig 에서소분류는연구성과물이도출될수있는최소요약업무에해당한다. 소분류는여러가지중요한사항이실행되고결정되는단계로연구업무측면에서논문, 보고서등의중요산출물이얻어지고연구의책임이개별팀원에게부여되는프로젝트매니저와팀원간의의사소통도구로사용될수있는중요한요약레벨에해당한다. 또한품질보증시스템 (Quality Management System, QMS) 하에연구가수행될경우에중요한역할을담당하게되는

83 요약레벨이다. Activity 은두가지로분류되는데, 첫째인력자원이배정되어실행되고분명한기간 ( 시작날짜-완료날짜 ) 값을갖는일반적인연구활동이다. 이때 activity 은최장 3개월이초과하지않도록한다. 예를들면특정재료실험이 1년에걸쳐실행된다면단계를구분하여 시편가공-> 조건1에서실험-> 조건 2에서실험-> 조건3에서실험->... 등으로구분한다. 두번째는논문이나결과보고서작성, 중요산출물이얻어지거나상부보고가요구되는시점, 국제회의등의중요의사결정이되는중요시점 (milestone) activities 이다. 이러한 activity 은가능한하루에이루어지게작성한다. 예를들어, 며칠에걸쳐작성되는결과보고서의경우결과보고서가완료되는최종시점을중요시점으로한다. 프로젝트매니저는 WBS을작성하기전에중요시점목록을만들고시간을표시함으로써요약일정을만들것을권유한다. ( 나 ) 자원시트작성 업무에자원을배정하면업무의책임성을분명히하고시간투입량을명쾌하게관리할 수있다. 부록 A-2 은자원시트작성의예시를보여준다. ( 다 ) 자원의배정 Gantt 차트작성과자원시트를완료한후에자원을 activity 에배치시키는단계이다. 자원배정이완료되면 Gantt 차트에자원이름이배정되는데각 activity 에적절하게배치되었는지반드시확인한다. ( 라 ) G antt 차트작성 Gantt 차트작성에서요구되는중요한요소중하나는각각의 activity 가종속관계를갖게하는것이다. 예를들면, 특정연구를수행한후에그결과를이용해논문을작성하고결과보고서를작성한다면 연구진행 -> 논문작성-> 결과보고서작성 또는 연구진행 -> 결과보고서작성 등과같이의존관계를반드시만들어업무를연결시켜준다 (MS project 에서선행업무컬럼에각 activities 의선행업무의아이디입력 ). 이러한과정을통하여 activity 에상호연계성을지정하여연구계획네트워크를구성한다. ( 마 ) 연구요약표 QMS R&D 계획지침서의요건중에상당부분은소분류에서연구요약표를작성하여관리될경우관리의효율성측면에서이로운점이많다. 1.4절까지나열한 WBS 작성요구사항중에 WBS에포함되지않는항목은별도의연구요약문을만들어최종 QMS 기

84 반 R&D 계획서를완성한다. ( 4 ). 요약및토론 GIF 정책그룹은 R&D의 모든 활동에서 품질경영원칙을 적용하기로 하였다. 연구개발 계 획 및 실행 단계에서 Gen IV 원자력에너지시스템의 모든 R&D 업무에 적용되어야 한다. 지침서에 따르면 R&D의 모든 활동은 GIF 안전성 및 성능 목표치를 달성하기위해 적절 한 품질 레벨에서 수행되어야한다. 또한 QMS 기반 연구개발 산출물은 GIF 안전성과 성 능의 목표치를 만족시키고 향후 설계 및 건설 단계의 연구 활동에 R&D 결과물의 이용 이 충분히 보장되어야 한다. R&D 프로그램을 지원하기 위해 얻어진 모든 기술 자료는 품질 기록 ( 산출물 ) 으로 관리되어야하고 그 서류의 관리 및 배포는 효과적이고 관리될 수 있는 방법에서 정보 교환이 이루어져야한다. 이러한 QMS 지침에 따라 각 PMB 에 참가 하는 멤버들은 QMS 요건을 모두 충족시키는 자체 품질경영프로그램을 만들고 그 프로 그램에 따라 R&D 업무를 진행해야한다. GIF 정책그룹에서 최근에 출간한 QMS 지침서 내용 중에서 R&D 계획 단계에서 따라 야 할 항목들에 대해서 알아보고 NHDD 프로젝트 과제의 WBS에 접목할 방안을 제안하 였다. 향후에 각 세부과제의 WBS을 취합하여 종합한 후에 업무별 고유 번호를 할당하고 연 계 항목을 도출한다. 또한 핵심연구 업무 추가 또는 일정 변경 등이 발생할 때 효율적인 연구 관리를 위한 방안이 다음 계산서에서 제안 될 것이다. 나. 핵심연구품질관리기법개발 기존품질관리기법에대한연구를바탕으로 원자력수소핵심기술개발 과제에적합한방법론을찾고자하였다. 이에 GIF QMS Guideline[3.1.27] 및 ASME(American Society of Mechanical Engineers) NQA [3.1.29] (Nuclear Quality Assurance) 에대한조사를통해, R&D 품질보증계획서및 R&D 품질보증절차서의초고를작성하였다. 이에대한기본내용은다음과같다. ( 1 ) G IF Q M S G uideline ( 가 ) 개요 GIF QMS Guideline 은 GIF Policy Group 이 GIF 내육성되는모든 R&D 활동에대한적

85 절한품질관리원리를적용하여, GIF 안전성및수행목적에도달하는품질수준에맞 게 R&D 연구업무를할수있도록하는지침이다. ( 나 ) 목적가 ) 자원을효과적, 효율적으로이용하고자한다. 나 ) 고객이정의한 GIF 의목적을이루기위해필요한품질수준을세분화하고구현하는것을명확히하고자한다. 다 ) 문서화작업을충분히수행하여 R&D 연구시요구되는목적들을성취하였음을증명하고자한다. ( 다 ) 내용 - 조직기술 GIF QMS를구현한모든조직은개괄적인프로젝트구조를정의하고누가총괄적인책임을지니고있는지, 작업을지도하고정지시킬권한을지니고있는지를정의하여야한다. 이러한책임은 GIF 구성스텝에게위임될수있으나, 그러한위임사항은문서화되어야한다. GIF 프로그램에관한 R&D 활동을수행하기위해임명된조직은정의된권한의내에서수행되어야한다. - 품질보증프로그램 GIF QMS는 R&D 활동을위한최소한의품질요구사항들을규정하였다. 프로젝트실시시 GIF QMS 혹은여타다른품질보증시스템을채택하여, 프로젝트의품질요구사항들을규정하여야한다. 품질보증프로그램을통해 R&D 연구활동을위해어떻게품질요구사항들을구현할것인지정의하고설명할수있도록구현과정이요구된다. - 설계관리 설계 및 개발은 요구사항들을 제품, 프로세스 혹은 시스템의 명세로 전환하는 일련의 과 정이다. 제품의 설계 및 개발을 계획하여야 한다. 설계 및 개발에 관한 계획은 다음 사항 들을 포함한다. 검토 의견 설계 및 개발에 관한 책임 및 권한 연계사항 관리 문서화된 기술적, 기능적인 요구사항들 제품의 안정성과 적절한 사용을 위해 필수적인 제품의 특성들

86 수용척도에관한사항들 - 구매물품및서비스의관리구매활동에관한관리는프로젝트요구사항을충족시키기위해서계획하고, 문서화해야한다. 그리고, 다음과같은이유로구매활동관리는문서화된방법, 요구사항그리고조직적인책임들을포함하여야한다 아이템및서비스의평가 구매문서화 공급업자의평가및선택 평가및포상 - 아이템들의식별및관리시험의결과에영향을줄수있는 R&D에서사용된모든시험재료들을적절하게식별하여야한다. 아이템의흐름을파악할수있고, 상태를알수있으며, 어디서어떤아이템이필요한지를알수있도록취급, 저장, 포장해야한다. 모든아이템들은식별되어야하며아이템의의도된용도에일치하도록관리되어야한다. - 지시, 절차및훈련품질및서비스에영향을주는활동들을문서화된지시, 절차또는도면에의해규정되고, 수행한다. 이러한지시, 절차, 도면은규정된결과들이만족할만한수준에도달했는지를결정할수있는적절한성질또는허용범위를포함혹은참조하여야한다. 품질및서비스에영향을주는활동은활동의복잡성과일치도및허용할만한결과인지에입증필요성에맞도록세부수준까지기술하여야한다. - 식별 및 프로세스 관리 조직은 프로젝트의 익숙한 프로세스와 요구사항을 이행하기 위해 수행할 테스트를 계획 하고 문서화하여야 한다. 이러한 프로세스에 관한 계획들은 다음 사항들을 고려해야 한 다. 품질 목표 및 요구사항의 수립 제품 요구사항의 식별을 포함한 계약 검토 수행 품질 활동을 명확하게 정의한 품질 계획의 준비 및 승인 자격 및 훈련 필요성의 수립 장비, 설비, 자원, 그리고 요구 품질을 이루기 위한 기술 획득

87 품질관리, 검사, 테스트기술, 절차의개정 테스트견본및재료의수집 요구사항에대한성취도평가자료 - 실험시스템자료의도출을위해사용한실험시스템의설계는구하고자하는데이터의전개를위한적절성을검증하기위해검토되어야한다. 실험결과에영향을미치는실험시스템의핵심적인명세내용은적절하게기록및문서화하여야한다. 그러한명세내용의예는데이터취득시스템의보정, 시스템재료및시스템운영변수가있다. - 자료정리및분석도출된자료는 R&D 연구수행에필요한형태로정확하게얻어지는경우가드물다. 미가공데이터는보통취급설명서분석혹은컴퓨터분석프로그램에의해서정리되므로, 컴퓨터프로그램을사용할때, 컴퓨터프로그램, 버전을식별하여야한다. 자료정리및분석에사용된가정들은리스트화되고정당성이증명되어야한다. - 특별공정 (Process) 관리결과물이입증될수없거나입증하는데비용이값비싼생산물혹은서비스제공을위한공정은유효성이입증되어야한다. 그런공정으로는주조, 열처리, 용접, 비파괴검사, 혹은측정방법이존재하지않거나생산물에파괴적인여타의공정을말한다. 그러한공정의타당성은사전검토, 공정의승인, 장비의승인, 개인의자격, 특정방법및절차의사용, 기록및요구사항범위를포함해야한다. - 검사, 시험, 운영상태프로젝트조직이이용하는검사, 시험그리고운영상태의식별은추적가능한활동결과를제공하는데필수적이다. 하드웨어및소프트웨어아이템에관한상태지시자의식별및관리는수립된내부절차에따라조직이수행하는활동들에의해수립이된다. 이렇게수립된내부절차는아이템의상태에대한추적성과의도된서비스인지에관한수용성을제공한다. - 시험관리 동적인시험은정적인방법에의해입증될수없는아이템의주요성능특성에관해서 수행되어야한다. 빈도및허용오차를포함한시험요구사항들을명시하여야한다. 별도

88 의승인조직이선정되지않았다면, 시험요구사항들은제품및시스템의성능에관해서신뢰할수있는조직에의해서승인되어야한다. 시험요구사항및허용범위는아이템성능요구사항에기초하여야한다. 허용오차범위는시험계획시에정의되고문서화되어야한다. 시험은제품및서비스의안전기능을유지해야한다. 컴퓨터소프트웨어에운영신뢰도를부여하기전에컴퓨터소프트웨어의적절한시험은필수적이다. - 측정및시험장비의관리조직은조직에할당된작업을하기위한측정및데이터수집장치를식별하여야한다. 각아이템에요구되는정확도와신뢰도를결정해야하고, 적절한유지보수, 보정사양을명시한다. 할당된작업에사용되는관리절차, 필요한곳, 도구, 게이지, 기구그리고기타측정, 관측시험장비에관한사항을수립해야한다. 구식의보정장비관리에관한절차를수립해야한다. - 품질문제의조기발견특정성능혹은문서요구사항을충족시키지않는하드웨어혹은데이터아이템은부적합으로식별된다. 부적합리포트는특정요구사항으로부터범위가벗어난사항들을문서화하는것을말한다. 각부적합아이템을확실하게구분될수있도록식별자혹은태그를이용하여구분한다. 적합한조직, 품질보증인그리고계약문서와업무적용범위에정의된책임조직은부적합리포트의내용을평가하고요구사항들을해결해야한다. - 지속적인품질향상 R&D 활동들에관한품질향상을위한주요한실행방법은직무계획과시기적절한직무성과에대한관리감독이다. 따라서조직은계속적으로품질목표, 감사결과, 품질변수및목표, 데이터분석그리고관리검토를함으로써품질향상절차에대한유효성을계속향상시켜야한다. - 문서관리시스템은적절한검토및사용승인을위해서문서및자료관리를수립해야한다. 승인된절차는품질프로그램요구사항을구현하는데사용될것이다. 여기서품질프로그램요구사항은품질을계획하고문서화하고관리하는데영향을미치는모든활동들을확인하는것을말한다. - 품질보증기록

89 다양한조직에할당되어있는활동들은자료, 기술리포트, 설계도, 규격서, 분석결과등으로나타난다. R&D 활동을수행하는조직의관리는 R&D 활동의모든면에서적절하게문서화되고기록이되었는지를확신할수있도록요구사항들을수립하는데에있다. 이러한기록들은 R&D 연구활동초반개념으로부터나온작업물, R&D 실천계획설계, 연구결과물의분석들을포함한다. - 감사및평가감사및평가를안정도, 수행성, 품질범주가일치하는지를입증하는활동들을실행하는조직에의해서수행해야한다. 감사는문서화된절차혹은점검표따라서수행해야한다. 이러한감사는감사대상활동들을수행하는데에직접적인책임이없는사람에의해서이루어져야한다. 그결과로서감사에서나온지적사항들에대해조치를취해야한다. 감사는적용범위를제공하고진행중인활동과대등한관계에서일정이이루어져야한다. 또한감사는활동의상태및중요성에기초하여야한다. 감사자는감사절차를의미있고효율적으로만들기위해충분한권한및조직적인자유성을지녀야한다. - 독립적확인 R&D 활동을독립적으로확인하는작업은조직관리하에서수행되는평가, 검사, 시험또는공정절차에대한관리감독으로이루어진다. 이러한자체독립적인평가는작업절차를개선하는데주목적이있다. 평가결과를검토하여개선기회, 필요한시정조치를도출하며, 도출경과에따라서재발방지대책및향상된작업방법등이이루어져야한다. ( 2 ) NQ A - 1 s ub p art 4. 2 ( 가 ) 개요 NQA-1는미국 ASME가원자력연구개발프로젝트에적용할품질보증기준을제정한사항으로임의권고사항으로되어있다. 그 NQA-1 subpart 4.2는품질보증요건각요소및연구단계별로품질보증요건의차등요건을기술하였다. ( 나 ) 목적 NQA-1의 18개항의기본요소에대하여 R&D 활동의성격에따라서기초연구, 응용연구, 실용화연구로구분하여적용가능한항목들을구분적용하였다. 이를통해, 활동의중요성에기초한단계별접근을함으로써 R&D 활동에대한 NQA 표준요구항목을적절히적용함으로써, 연구품질의제고에기여하고자한다

90 ( 다 ) 내용 기술의 발전 및 상업화의 과정에 따라서, 기초연구, 응용연구, 실용화 연구 및 공학화, 생산, 운용의 단계로 나뉘며, 이를 도식화 하면 다음의 기술 생애 주기 (Fig ) 와 같 다. Fig Technology life cycle [NQA subpart 4.2] NQA-1의 18개항에대하여기초연구, 응용연구, 실용화연구로구분하여적용가능한요소들을구분하여, 각요소마다연구의형태별로적용요건을차등화하여기술하였다. 각 18개항목별로 R&D 활동에대한적용성은다음 Table 과같다. ( 3 ) R & D 품질보증계획서 ( 가 ) 개요 - 품질보증계획의최상위문서, 품질보증요건및기준을제공 - 요건이행을위한필요한계획을수립, 문서화하고이에대한실행방법을서술함 - QMS의 Graded Approach 에서현수준을 Applied R&D 수준으로설정함 ( 나 ) 목적 - 품질시스템의효과적방법기술 - 품질방침, 규격및요건에대한규정 - 업무수행의방법에대한관리기법제공 - 품질기준규제요건을충족함을증명 - 품질시스템감사의기준문서

91 Tab le Ap p licab ility to R &D Activ ities GENERAL NOTE X = applicable / = graded applicability with explanation - = no applicability for R&D activity NQA-1, Part Ⅰ Requirements Research and Development Activities Research and Development Development Basic Applied Support Activities Work 1. Organization X X X X 2. Quality Assurance Program X X X X 3. Design Control - / X X 4. Procurement Document Control X X X X 5. Instructions, Procedures, and Drawings / / / X 6. Document Control X X X X 7. Control of Purchased Materials, Items, and Services X X X X 8. Identification of Control Items X X X X 9. Control of Processed / / X X 10. Inspection - - / X 11. Test Control - / X X 12. Control of Measuring and Test Equipment / / X X 13. Handling, Storage, and Shipping X X X X 14. Inspection, Test, and Operating Status / / X X 15. Control of Nonconforming Items X 16. Corrective Action / / X X 17. Quality Assurance Records X X X X 18. Audits. / / X X

92 ( 다 ) 내용 - 조직 (Organization) 원자력수소핵심기술개발과제의품질에영향을미치는업무를수행하는조직의체계, 책임과권한, 단위조직간의협조및의사소통체계등을기술하고, 품질보증계획의수립, 이행및준수여부를확인할책임을가진조직을기술하였다. - 품질보증계획 (Quality Assurance Program) 원자력수소업무핵심기술개발에규정된요건에적합하게수행됨을보장하기위한수 단으로품질보증계획을수립하고이행하는지침을기술하였다. - 연구개발관리 (R&D Design Control) 계약서류, 범령및기술기준의해당요건이연구개발서류및구매서류에정확하게반영 되도록보장하는관리방안을기술하였다. - 구매서류관리 (Procurement Document Control) 원자력수소핵심기술과제의품질에영향을미치는품목및용역의구매서류가적용되는연구개발근거, 품질보증요건및기술요건을모두포함하도록보장하기위한구매서류의관리방안을기술하였다. - 지시서, 절차서및도면 (Instruction, Procedures, and Drawings) 원자력수소핵심기술연구의품질에영향을미치는활동의지침이되는지시서, 절차서 및도면의작성, 검토, 승인, 변경등의관리방안을기술하였다. - 서류관리 (Document Control) 품질에 영향을 미치는 활동을 기술한 서류가 정확하고 유효한 서류가 업무에 사용되도 록 하기 위하여 서류의 작성, 검토, 승인, 개정, 배부 및 폐기 등의 관리 방안을 기술하였 다. - 구매품목및용역의관리 (Control of Purchased Items and Services) 구매되는품목및용역이구매서류에규정된요건과일치하도록관리하는방안을기술 하였다. - 시험관리 (Test Control)

93 원자력수소핵심기술개발과제의구조물, 계통및기기또는연구개발활동에사용되는 컴퓨터프로그램이규정된요건에일치하는지를확인하고가동중에만족스럽게작동할 것을입증하기위한시험을관리하는방안을기술하였다. - 측정및시험기기의관리 (Control of Measuring and Test Equipment) 실험에사용되는시스템이교정되고요구되는정밀도를유지하기위한관리방안을기술 하였다. - 품목의식별및관리 ( Identification and Control of Proces s es ) 원자력수소핵심기술개발과제수행중필요한품목과관련하여자재, 기기및부품에대 한식별및관리를위한요건을기술하였다. - 실험시스템 (Experimental Systems) 실험에사용되는시스템이교정되고요구되는정밀도를유지하기위한관리방안을기술 하였다. - 자료선별및분석 (D ata R eduction and Analys is ) 원자력수소핵심기술개발과제수행중도출된자료를선별하고이를분석하기위한요 건을기술하였다. - 시정조치 ( Corrective A ction) 품질보증감사, 검사, 품질감시및감독등의품질확인활동을통하여발견된품질에위배되는사항을식별, 보고하고, 그원인을분석하여시정조치하고재발을방지하는방안을기술하였다. - 품질보증기록 (Quality Assurance Records) 원자력수소핵심기술개발연구가요건에일치하게수행되었음을객관적으로증빙하는 품질보증기록의식별, 생산, 송부, 보존, 관리및처리를위한관리방안을기술하였다. - 감사 (Audits) 품질보증계획의유효성을평가하고그이행여부를확인하기위한품질보증감사의실시 방안을기술하였다

94 ( 4 ) R & D 품질보증절차서 ( 가 ) 개요 품질보증요건을수행하기위해규정된방법을기술하며, 품질관련활동의전반적계획, 통제를위한문서로사용된다. 주요내용은업무수행의방법및순서를기술하였다. ( 나 ) 목적가 ) 품질보증계획서의세부이행절차를기술나 ) 업무주관부서와관련부서간의책임, 권한의명확화다 ) 업무의효율적인관리기준 ( 다 ) 내용 - 품질보증계획서관리 품질보증계획서의작성및관리절차를기술하였다. - 품질보증절차서관리 품질보증계획서의요건을이행하기위한품질보증절차서의작성및관리절차를기술하 였다. - 연구개발관리 원자력수소핵심기술개발과제를수행함에있어서협약, 법규또는기술기준에의해요구 되는연구개발요건을연구개발서류에정확하게반영하기위한절차를기술하였다. - 컴퓨터소프트웨어 컴퓨터소프트웨어의개발, 구매, 유지, 사용및보안관리요건등을기술하였다. - 설계도면의작성및관리 원자력수소핵심기술개발과제의실행과관련한도면의관리방법을기술하였다. - 구매서류관리 구매하는품목및용역들에대하여요구되는품질을보증하기위해적합한기술적요건 과품질보증요건이구매서류에명시되도록하는방안을기술하였다

95 - 서류관리 이절차서는원자력수소핵심기술개발과제를수행함으로써수반되는각종과제수행문 서의작성, 검토, 승인, 등록및배부관리를위한절차를기술하였다. - 시험관리 본절차서는원자력수소핵심기술개발과제와관련된시험업무가기술요건및규제요건 에맞게수행되었음을입증하기위한시험관리에대하여기술하였다. - 실험시스템 본절차서는감시시험업무에필요한실험시스템의신뢰성을확보하기위한검교정및 관리방법을기술하였다. - 자료선별및분석 본절차서는원자력수소핵심기술개발과제의 R&D 과정중에성과물로나온자료들의 품질향상및정보의추출을위한자료를선별하고분석하는절차를기술하였다. - 시정조치본절차서는품질보증감사, 검사, 품질감시및감독등의품질확인활동을통하여발견된품질에역행하는품질위배사항에대한식별, 보고, 원인분석, 시정조치및재발방지를위한절차를기술하였다. - 품질보증기록관리 본절차서는원자력수소업무의품질을입증하는기록의수집, 식별, 분류, 보관, 폐기등 의관리절차를기술하였다. - 품질보증감사 본절차서는업무가요건에일치하게수행되었는지를확인하고품질보증계획의유효성을 평가하기위한품질보증감사수행방법을기술하였다. - 감사자자격부여 본절차서는품질보증감사자의자격부여를위하여감사자가이수하여야할교육과정, 감 사자평가방법, 자격부여방법, 자격관리등의절차를기술하였다

96 제 2 절수소생산공정평가기술확보및수소생산시스템성능 평가 1. 상용코드내장모델 / 개발모델에의한 S I 공정모사 SI 공정은다음과같은 3 가지반응으로구성되며전체반응식은 1mole 의물이분해하여 수소 1mole 과산소 1/2 mole 을생성한다. SO 2 + I 2 + 2H 2 O H 2 SO 4 + 2HI (3.2.1) H 2 SO 4 SO 2 + H 2 O + 1/2 O 2 (3.2.2) 2 HI I 2 + H 2 (3.2.3) SI 공정에관여하는화학종은주로강산, 강염기로서강한이온성용액의성질을나타내는 비이상용액이므로 SI 공정모사에있어필요한 physical model 은 ELECNRTL 을사용하 였다. SI 공정에관여하는화학종은 Table 과같다. Table SI공정에 관여하는 화학종 Component ID formula name I 2 I 2 Iodine SO 2 SO 2 Sulfur Dioxide H 2 O H 2 O Water HI HI Hydrogen Iodide H 2 SO 4 H 2 SO 4 Sulfuric Acid O 2 O 2 Oxygen SO 3 SO 3 Sulfur Trioxide H 2 H 2 Hydrogen H 3 O + H 3 O + Hydrated Hydronium Ion HSO 4 HSO 4 BSIulfate Ion 2 2 SO 4 SO 4 Sulfate Ion I I Iodide Ion

97 가. 분젠반응공정의모델링 2003 년 GA 사가발표한분젠반응공정의공정도는 Fig 과같으며동보고서에발 표한운전조건과물질수지를대상으로하여단위장치별로검증계산하였다. Fig GA 사의분젠반응공정 flowsheet model ( 1 ) 분젠반응기 대부분의분젠반응은분젠반응기에서일어난다. 분젠반응은요오드와이산화황, 물이반응하여 2개의액상 ( 황산상과요오드화수소상 ) 으로분리되는반응이다. 분젠반응에서원료로사용되는요오드는요오드화수소분해공정으로부터회수되고, 이산화황은황산분해공정으로부터회수된다. 화학공정모사기에내재되어있는 RSTOIC 모델을이용하여분젠반응기를모사하였으며운전조건및분젠반응기모사결과를 Fig 에나타내었다

98 Fig 분젠반응기의운전조건및모사결과 ( 2 ) 3 상분리기 분젠반응에서 가장 중요한 장치 중 하나인 3상 분리기는 분젠반응의 생성물을 가벼운 액체상인 황산상, 무거운 액체상인 요오드화수소상, 그리고 기상으로 분리시키는 장치이 다. 3상 분리기에서 분리된 황산은 황산에 포함되어 있는 미량의 이산화황을 제거한 후 황산분해공정으로 보내지며, 요오드화수소는 요오드화수소에 포함되어 있는 미량의 황산, 이산화황성분을 제거한 후 요오드화수소분해공정으로 보내진다. 기체상은 황산분해공정 으로부터 회수된 산소와 미량의 이산화황으로 구성되어 있는데, 산소 scrubber 에서 이산 화황이 요오드화수소분해반응에서 회수되는 요오드 등과 반응하여 제거되면서 산소가 정 제된다. 화학공정모사기에 내재되어 있는 3 phase separator 모델을 이용하여 3상 분리기를 모 사하였으며 운전조건 및 모사결과를 Fig 에 나타내었다

99 Fig 상분리기의운전조건및모사결과 ( 3 ) 황산 b oos t reactor 황산 boost reactor 에서는가벼운액체상인황산상에내재하는물을이산화황과반응시켜황산의농도를 15% 몰농도에서 20% 몰농도로농축시키는역할을한다. 황산 boost reactor 상부에서생성되는황산은황산분해반응으로진행되어처리되며, 역시상부에서생성되는기체는산소 scrubber 로진행되어처리된다. 하부에서생성되는요오드화수소, 요오드, 물의혼합물은분젠반응기로되돌아간다. 화학공정모사기에내재되어있는 RSTOIC 모델및 flash tank 를조합하여황 boost reactor 를모사하였으며운전조건및모사결과를 Fig 에나타내었다

100 Fig 황산 boost reactor 의운전조건및모사결과 ( 4 ) 이산화황흡수탑 산소 scrubber 하부에서 발생하는 액체생성물은 요오드화수소분해공정에서 회수되는 요오드화수소 / 요오드 / 물 혼합물과 합류된다. 이들은 이산화황 흡수탑으로 이동하여 황산 분해공정으로 진행되기 직전 HIx/SO2 stripper 에서 stripping 되어 이산화황 흡수탑으로 이동하여 온 이산화황과 반응한다. 화학공정모사기에 내재되어 있는 RADFRAC 모델을 사용하여 이산화황 흡수탑을 모사하였으며 운전조건 및 모사결과를 Fig 에 나타내 었다. Fig 이산화황흡수탑의운전조건및모사결과

101 ( 5 ) 산소 s crub b er 분젠공정에는 2개의산소 scrubber 가마련되어있으며이들내에서분젠반응이진행된다. 분젠반응이일어나는동안산소내에포함되어있던미량의이산화황이제거되면서산소가정화된다. 정화된산소대부분은대기로방출되며, 일부는재순환되어분젠반응에서분리되는황산용액상내에존재하는이산화황의 stripping 에사용된다. 화학공정모사기에내재되어있는 RSTOIC 모델및 flash tank 를조합하여산소 scrubber 를모사하였으며운전조건및모사결과를 Fig 에나타내었다. Fig 산소 scrubber 의운전조건및모사결과

102 나. 황산분해공정의모델링 황산분해반응은황산정제, 농축, 분해에관련된단위장치들을포함하고있다. 황산용액은황산분해기로유입되기전에농축가능한공비농도까지농축시킨다. 황산이공비농도에도달하기시작하면황산분해기로보내져삼산화황과수증기로분해된다. 삼산화황은삼산화황분해기에서고온, 촉매존재하에서이산화황과산소로분해된다. 삼산화황분해기에서발생하는고온의혼합가스는냉각이된다. 이과정에서미분해된삼산화황은물과재결합하여황산을형성하며, 이산화황과산소는분젠반응으로재순환된다. GA사가발표한황산분해공정도를참고로하여상용코드에서제공하고있는모델을선정하고이의조합에의한공정도를작성한후황산분해기에대한민감도를분석하였다. ( 1 ) 황산분해공정모사 화학공정모사기로모사한공정도를 Fig 에나타내었다. 황산은분해되기전에농축이된다. 농축황산은예열되어증발하는과정에서그일부가수증기와삼산화황으로분해되어황산분해과정으로진행된다. 삼산화황분해기에서는삼산화황이이산화황과산소로분해되는데이분해반응은반응속도가대단히느리기때문에촉매존재하에서만진행된다. 삼산화황분해기로부터생성되는생성물은열교환기에서황산분해기로유입되는유체와열교환을하면서일차적으로냉각된후냉각기를거치면서더욱더냉각된다. Fig 황산분해공정 flowsheet 모델

103 ( 2 ) 사용모델 황산분해공정모사 flowsheet 는화학공정모사기에내재되어있는각종단위모델들을사용하여작성하였다. 농축황산이분해되는과정은여러개의 RGiBBS reactor 로모사하였다. 화학공정모사기에내재되어있는 RGiBBS reactor 모델은깁스자유에너지최소화개념에기초하여독립반응계를결정하고이를구성하는독립반응의진행정도를유추하기위하여사용된다. 황산분해과정후발생되는반응생성물들이냉각기에서냉각되는과정은 CSTR(Continuous Stirred Tank Reactor) 모델로모사하였다. ( 3 ) 모사결과 황산분해반응의모사과정에필요한고온, 고압 (850 and 35 bar) 하에서황산의 VLE 자료를회귀분석하여얻은 BIP(binary interaction parameter) 를모사에사용하였다. 황산분해온도변화에따른황산분해기출구에서의몰분율의변화를 Fig 에나타내었다. 삼산화황의몰분율은 550 에서최대를보이는데이로부터 550 까지는삼산화황분해반응이거의일어나지않는것을유추할수있다. Fig 황산분해온도변화에따른황산분해기출구에서의몰분율의변화 황산분해공정공정유체의몰분율조성을 Fig 에나타내었다. 황산분해기입구측 에서황산의일부가삼산화황과수증기로분해되기시작하며황산이더욱더열을받아 황산분해기출구에서거의대부분의황산이삼산화황과수증기로분해됨을알수있다

104 Fig 황산분해공정 process stream 의몰분율조성 다. 요오드화수소분해공정의모델링 2003 년 GA 사가발표한요오드화수소분해공정의공정도는 Fig 과같으며동보 고서에발표한운전조건과물질수지를대상으로하여일부단위장치별로검증계산하였 다. Fig GA 사의요오드화수소분해공정 flowsheet 모델 ( 1 ) 수소 s crub b er 반응증류탑상부에서생성되는수소혼합물에는소량의요오드화수소, 물등이잔존

105 하고있다. 이혼합물은수소 scrubber 로이동한후외부로부터공급되는물과접촉하여요오드화수소 / 물은 scrubber 하부로이동하게되고미량의물을포함하는수소는수소 scrubber 상부를통하여대기로방출된다. 화학공정모사기에내재되어있는 RADFRAC 모델을이용하여수소 scrubber 를모사하였으며운전조건및모사결과를 Fig 에나타내었다. Fig 수소 scrubber 의운전조건및모사결과 ( 2 ) 요오드세정탑 요오드세정탑은요오드와물이액 - 액상태를유지할수있는온도, 압력에서운전된 다. 화학공정모사기에내재되어있는 RADFRAC 모델을이용하여요오드세정탑을모사

106 하였으며운전조건및모사결과를 Fig 에나타내었다. Fig 요오드 wash column 의운전조건및모사결과

107 2. S I 공정 / 장치동특성모델개발 가. 개요 수소생산공정과이에열을공급하는원자로는열공급파이프 ( 원자로관점에서는냉각파이프 ) 로연결되어있어, 수소공정의가동상태는열수력학적으로원자로의운전에영향을미칠수밖에없다. 따라서가동중에수소공정에서돌발적인비정상작동에기인한열수력학적충격이원자로안전운전에치명적인영향을미칠가능성을배제할수없다. 또한원자로설계인허가시에는발생확률이매우낮은가상사고에대해서도안전성을입증해야하는점에비춰볼때, 원자로설계단계에서부터원자로와수소생산공정을열수학적으로연계해서동특성분석할필요가있다. 이를위해서는원자로뿐만아니라수소공정에대한동특성해석을위한전산코드를확보해야하지만, 세계적으로이에적합한코드가개발되어있지않아선진각국에서는이를위해많은노력을기울이고있다. 현재 SI 공정의동적거동해석을위한각국의코드개발계획을살펴보면, 일본에서는 DSP 코드, 미국에서는 ASPEN+ChemKIN, EU에서는 ECOSIM 코드등을개발하거나개선할계획을세우고있다. 일본의경우, 간단한공정인메탄가스수증기개질공정에 DSP 코드를적용하여수증기개질공정의비정상조업에의한열충격이 IHX 열교환기를통하여미치게될원자로측의과도응답을예측하여실험값과비교한경험이있으나공정이훨씬복잡한 SI 공정에대한본코드의적용성은 2005년부터조사중인것으로알고있다. 한편미국과 EU 및프랑스는 2007년이후를목표로각자고유코드를개발또는수정 / 응용코자계획을세우고있고 GIF VHTR/HP PMB 를통하여각코드간의교차분석을위한국제공동연구의제로서 2005년 6월회의에서제시한바있다. 이런상황에서, 본연구에서는 3 년에걸쳐, 분젠화학반응공정, 황산용액농축 / 분해공정및요오드화수소용액농축 / 분해공정으로구성된 SI 열화학공정의동특성해석전산코드를개발하기위한계획을세웠다. 당해연도에서의연구범위는 SI공정을구성하고있는여러장치중에서황산용액농축장치, 삼산화황분해장치, HI 용액농축장치를대상으로모델개발에서부터코드개발까지를대상으로하였다. 개발프로그램들의검증은독립적으로계산된정상상태모사결과와의일치성을비교함으로써평가하였고본코드에의해서천이상태의이력을유추하였다. 나. 황산농축공정에대한동특성해석코드개발 ( 1 ) 황산용액기 - 액상평형 황산용액농축장치들의동적거동을해석하는데있어필요로하는 H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계

108 의끓는점, 공비점, 증발잠열, 전압그리고황산용액농축에서생성될수있는화합물들 (H 2 SO 4, H 2 O, SO 3 ) 의부분압에대한상관식들을 Perry's chemical engineers' hand book(7 판 ) 에서제시한검증된데이터와발표된실험값들을바탕으로장치동적거동해석 용컴퓨터코드에서쉽게이용할수있도록관련상관식들을생산하였다. ( 가 ) 끓는점 Perry's chemical engineers' hand book 에제시된 H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계의황산 wt.% 별 끓는점과전압상관관계값을 Table 및 에나타냈다. Table H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계의황산농도별전압 (bar)-Ⅰ H 2SO 4 wt.% E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

109 Table H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계의황산농도별전압 (bar)-ii H 2SO 4 wt.% E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Table 및 에제시된데이터를기초로전압에로그 (log 10 P) 를취한값을 x 축 으로, 끓는점을 y 축으로하는상관도를 Fig 에나타냈다

110 650 Boiling point (K) % 20.0 % 30.0 % 40.0% 50.0 % 60.0 % 70.0 % 75.0% 80.0 % 85.0 % 90.0 % 92.0 % 94.0 % 96.0 % 97.0 % 98.0 % 98.5 % 99.0 % 99.5 % % Total pressure - log10 P(bar) Fig H2SO4의 wt.% 에따른 P-T 상관도 Fig 의상관도를바탕으로상관방정식을도출하는데사용된프로그램은 Sigma -Plot(Ver. 9.0) 이며, SigmaPlot 내장함수에서데이터의경향을가장잘따르는다음의함 수를지배방정식으로선정하였다. T= A+B e C log 10P (3.2.4) 여기서, T : 끓는점 (K) P : 전압 (bar) A, B, C : 상관계수 식 (3.2.4) 의계수 A, B, C는황산용액농도별로회귀분석에의하여결정되었으며, 그결과는 Table 및 Fig 와같다. Fig 에나타낸회귀곡선들의결정계수 (R square) 값은최소 에서최대 로나타났으며각경우별상대오차범위는 ±5% 이내에서잘일치하고있었다

111 Table H2SO4 및 H2O 의 wt.% 에따른 P-T 상관방정식의상관계수 H 2 SO 4 wt.% H 2 O wt.% Coefficient A Coefficient B Coefficient C

112 Boiling point (K) Total pressure - log10 P(bar) Fig H2SO4의 wt.% 에따른 P-T 회귀곡선 각각의끓는점에대한실제값과계산값사이의상대오차분포를 Fig 에나타내 었다. Fig 에서보는바와같이계산값이전체적으로오차범위 ±5% 이내로잘일 치하고있음을보여준다. 6 4 Relative error of boiling point(%) H2SO4 wt(%) Fig H2SO4 의 wt.% 에대한끓는점의상대오차분포

113 K와 K에서의계산값이실제값보다약 2% 내외수준으로낮은값을나타내고있으며, 100% 황산용액의 K 끓는점에서 3.51% 높게나타난것을제외하면전반적으로 ±1% 오차범위내에서잘일치하고있다. 황산용액농도를포함한통합상관관계식을유도하기위해서 H 2 SO 4 의무게분율에따른식 (3.2.4) 의상관계수 (A, B, C) 를다시회귀분석하였다. Table 3.2.4에서제시된상관계수데이터를기준으로 Fig 와같은상관도를작성하였다. Fig 에서보는바와상관계수 B에서뚜렷한변곡점을형성하고있었고이변곡점을기준으로황산용액무게분율에따른계수상관도를두구역으로분리하여회귀분석하였다. Fig H2SO4 무게분율에따른 P-T 상관방정식의계수 무게분율을포함한계수에대한상관식도출에사용된수학적모델은 polynomial 3 차 방정식으로다음과같은형태이다. A = a 1 x 3 +b 1 x 2 +c 1 x+d 1 (3.2.5) B = a 2 x 3 +b 2 x 2 +c 2 x+d 2 (3.2.6) C = a 3 x 3 +b 3 x 2 +c 3 x+d 3 (3.2.7)

114 여기서, A, B, C : P-T상관방정식의상관계수 a i, b i, c i, d i : 계수상관방정식의상관계수 x : H 2SO 4 무게분율 위에서제시된방정식을적용하여회귀분석한결과, 분리한두구역에서의상관계수는 Table 에나타낸바와같고그결과는 Fig 및 Fig 과같이나타났다. Table 계수상관방정식에대한상관계수계수 Coefficient Coefficient ( a i, b i, c i, d i ) H 2 SO 4 wt.% (10 ~ 98) H 2 SO 4 wt.% (98.5 ~ 100) A B C a b c d a b c d a b c d B Coefficient (10 ~ 98%) A B C Coefficient(98.5 ~ 100%) A C Fig 상관계수상관도 (1~0.98) H 2 SO 4 weight fraction Fig 상관계수상관도 (0.985~1)

115 P-T 상관방정식에서주어진상관계수값과식 (3.2.5), (3.2.6), (3.2.7) 를적용하여계산된 계수값을비교분석하여 Table 에나타내었다. Table P-T 상관방정식의계수값과계수상관방정식을적용하여산출한계수값과의비교 H 2 SO 4 wt.% 계수 A 계산값상대오차 (%) 계수 B 계산값상대오차 (%) 계수 C 계산값상대오차 (%) P-T 상관방정식에 H 2 SO 4 의무게분율을포함한통합상관방정식은식 (3.2.8) 와같으 며, H 2 SO 4 가 10% 일때통합상관방정식을이용하여끓는점을계산한결과를 Table 에나타냈다. T=(a 1 x 3 +b 1 x 2 +c 1 x+d 1 )+(a 2 x 3 +b 2 x 2 +c 2 x+d 2 )e ( a 3 x 3 +b 3 x 2 +c 3 x+d 3 )log 10 P (3.2.8) 여기서, T : 끓는점 (K) a i, b i, c i, d i : 상관계수 P : 전압 (bar) x : H 2SO 4 무게분율

116 Table 통합 상관방정식을 이용한 끓는점 계산결과 H 2 SO 4 wt.% : 10% 끓는점 (K) log P(bar) 끓는점계산 (K) 상대오차 (%) E E E E E Max

117 ( 나 ) 공비점앞서적용된식 (3.2.8) 의상관식을이용하여전압을매개변수로한 x - T 상관도에서기울기 0인황산용액농도, 즉공비점을찾고기준실험값과비교하는작업을수행하였다. Fig 에는 0.1 에서 30 기압에대해황산용액농도에따른끓는점의변화를도시하였으며, 여기에서발견한공비점을 Table 3.2.8에나타냈다. Fig 전압에대한 x - T 상관도 Table ~30 기압에대한공비점산출결과 압력 (atm) 공비점 (H 2 SO 4 wt.%) 압력 (atm) 공비점 (H 2 SO 4 wt.%)

118 공비점산출결과를논문에서제시된실험값을기준으로비교분석하는작업을수행하였다. 논문에제시된압력의범위는 100~1000 mmhg이고각각의압력에대해실험값과계산값을 Table 3.2.9에나타냈다. Table 2.2.8에서보는바와같이실험값과계산값은잘일치하고있으나압력이증가할수록오차가커짐을알수있다. 전압 (mmhg) Table 공비점에대한실험값과계산값의비교분석결과 실험값 (H 2 SO 4 wt. % ) 계산값 (H 2 SO 4 wt. % ) 상대오차 (%) ( 다 ) 증발잠열 H 2 SO 4 무게분율 ( x ) 에대한증발잠열 (λ) 에대한 x -λ 상관방정식을도출하였다. 발표된증발잠열에대한상관방정식의수학적모델은 polynomial 3차방정식으로설정하고상관계수를얻었다. 도출된상관방정식은식 (3.2.9) 과같다. λ = x x x (3.2.9) 여기서, λ : 증발잠열 (cal/g) x : H 2SO 4 무게분율 Fig 에 H 2 SO 4 무게분율에대한증발잠열상관도와회귀곡선을나타냈다. Fig 에서보는바와같이회귀곡선은증발잠열데이터를잘대변하고있으며또한 Table 에서보는바와같이증발잠열에대한기준값과계산값의비교에서도 ±5% 의오차범위내에서잘일치하고있다

119 Total heat of vaporization in g-cal per g of water evaporated H2SO4 weight fraction Fig H2SO4 무게분율에대한증발잠열상관도및회귀곡선 Table 증발잠열에대한기준값과계산값의비교 H 2 SO 4 기준값계산값상대오차 (wt.%) (cal/g) (cal/g) (%) 비고 data 누락 data 누락 증기표참고

120 ( 라 ) 비열 H 2 SO 4 및 H 2 O 비열에관한상관식은 HSC ChemSItry(Ver. 5.1) 프로그램에서추출한비열데이터를기초를작성되었다. HSC ChemSItry 프로그램에서추출한 H 2 SO 4 및 H 2 O 비열데이터를 Table 에나타냈다. Table H2SO4 및 H2O 비열 ( 농도 100% 기준 ) Temperature (K) H 2SO 4 Cp cal/(mol*k) H 2O Cp cal/(mol*k) Temperature (K) H 2SO 4 Cp cal/(mol*k) H 2O Cp cal/(mol*k) Perry hand book 에는황산용액에대한비열에관한데이터로서 20 에서황산용액 농도별비열을제시하고있다. 황산용액 100% 일때 20 에서의비열은 cal/g 이 다. 또한, HSC ChemSItry 추출한데이터중 20, 즉 K 에서의비열은

121 cal/mol K 이고황산의몰질량 ( g/mol) 으로환산하면 cal/g K 이다. 따라서황산용액의농도가 100% 일때 Perry hand book 에제시된값과동일한값을얻을수가있었고상관식설계에기초데이터로서유효성을평가할수있었다. Table 에제시된데이터를기초로온도에대한 H 2 SO 4 및 H 2 O의비열상관식을식 (3.2.10) 및식 (3.2.11) 과같이결정하였다. 상관식의수학적모델은 polynomial 3차방정식으로서각각의상관계수는자동결정되었다. C P, H 2 SO 4 =( )T T T (3.2.10) C P, H 2 O = ( )T T T (3.2.11) 각각의결정계수 (R square) 값은 및 로나타났으며, HSC 비열데이터에 대한계산값의상대오차는 H 2 SO 4 의경우 1%, H 2 O 의경우 2% 내에서잘일치하고있다. ( 마 ) H 2 O 분압 Table 및 은 Perry's chemical engineers' hand book 에제시된 H 2 SO 4 -H 2 O 2 성분계에서 H 2 SO 4 wt.% 별온도와 H 2 O 분압의상관관계를나타내고있다. 제시된데이터 는황산용액농도범위가 10 ~ 100 wt.%, 온도범위는 0 ~ 350 에서의값들이다. Table 및 에제시된데이터를기초로온도를 x축으로분압 ( p H ) 에로그를취한 2 O 값을 y 축으로하는상관도를 Fig 에나타냈다. H 2 SO 4 에대한상관식유도과정과동일하게 H 2 O 부분압에대한상관식은 SigmaPlot 프로그램의내장함수를사용했다. 기존의 Antoine 방정식을 2 차까지확장한모델을채 택했으며, 식 (3.2.12) 와같다. log 10 p H 2 O = A w + B w T + C w T 2 (3.2.12) 여기서, p H 2 O : 물의분압 (bar) T : 온도 (K) A w, B w, C w : 상관계수

122 Table H2O 부분압 (bar) - Ⅰ H 2 SO 4 wt.% C E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

123 Table H2O 부분압 (bar) - Ⅱ H 2 SO 4 wt.% C E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

124 Fig H2O 부분압에대한 T-P 상관도및회귀곡선 식 (3.2.12) 에프로그램에서자동산출된상관계수를대입하고 H 2 SO 4 의 wt.% 가 10% 일 때부분압을계산한결과를 Table 에나타내었다. 또한 Perry hand book 에서제시 된부분압데이터와비교하여상대오차를산출하였다. Table 에서보는바와같이 상대오차는온도에따라 ±5% 이내오차범위에서잘일치하고있었다. 비록 K 에서 물의부분압, log 10 p H 의계산치가최대 23.17% 의오차를나타내고는있었으나본값 2 O 을 Table 에서와같이 p H 로로그를제거한후오차를재계산해본결과 1.02% 2 O 로줄어들었다. 각각의황산용액농도에대한물의부분압에대한 Perry hand book 에제시된값과계 산값의상대오차분포를 Fig 와 Fig 에나타냈다. 본그림에서보는바와 같이상대오차의분포는대체로 ±10% 이내에형성하고있으나산발적으로허용범위를 벗어나는경우도있었다. 이는온도와황산용액농도가증가할수록뚜렷한경향을보였 다

125 Table H2SO4-H2O 2 성분계에서 H2O 부분압 상관식 : log 10 p H 2 O = A w + B w T + C w T 2 A w : B w : C w : 온도 (K) log 10 p H 2 O (bar) log 10 p H 2 O 계산 (bar) 상대오차 (%)

126 Table T-P 상관식을이용한 log 10 p H 2 O 및 p H 2 O 계산결과 온도 (K) log 10 p H 2 O (bar) log 10 p H 2 O 계산 (bar) 상대오차 (%) p H 2 O (bar) p H 2 O (bar) 계산 상대오차 (%)

127 Relative error of the p H2 O (%) Temperature(K) Fig H2O 부분압상대오차분포 Relative error of the p H2 O (%) H 2 SO 4 wt. % Fig H2SO4 wt.% 에대한물의부분압상대오차분포

128 부분압에로그를제거하고산출한상대오차분포도를 Fig 및 Fig 에나타 냈다. 본그림에서보는바와같이로그를제거한결과에서는상대오차값들이 ±10% 이 내로들어왔다. 그러나 H 2 O 의무게분율 80% 인경우상대오차가크게나타났다. 60 Relative error of H 2 O partial pressure (%) H 2 SO 4 wt. % Fig H2O 부분압의상대오차분포 ( 로그제거 ) Relative error of H 2 O partial pressure (%) Temperature (K) Fig H2O 부분압의상대오차분포 ( 로그제거 )

129 ( 1 ) H 2 O 부분압에대한통합상관방정식 끓는점의경우와동일하게 T-P상관방정식에대한계수를황산용액의무게분율함수로다시회귀분석하고전체통합상관방정식을만들었다. 앞서식 (3.2.10) 로부터획득한계수들을황산용액무게분율과함께 Fig 에나타냈다. Fig 에서보는바와같이계수 A w, B w, C w 에대한회귀분석을위해황산용액농도가 80% 인지점을기준으로두구역으로분리하고 polynomial 3차방정식을적용시켜각각의상관계수를도출하였다 e Coefficient B e+4-1.0e+5 Coefficient A Coefficient A Coefficient C Coefficient B -1.2e+5-1.4e+5-1.6e+5 Coefficient C e e H 2 SO 4 weight fraction -2.2e+5 Fig 황산용액농도에따른물분압상관식의계수 A w = a w1 x 3 +b w1 x 2 +c w1 x+d w1 (3.2.13) B w = a w2 x 3 +b w2 x 2 +c w2 x+d w2 (3.2.14) C w = a w3 x 3 +b w3 x 2 +c w3 x+d w3 (3.2.15) 여기서, A w, B w, C w : 물분압상관식의계수 a wi, b wi, c wi, d wi : 계수상관방정식에대한상관계수 x : 황산용액의무게분율 식 (3.2.13), (3.2.14), (3.2.15) 를적용하여회귀분석한결과상관도를 Fig , Fig 에나타냈다. 본그림에서보는바와같이황산용액의농도가큰범위에서는계산치

130 와 Perry hand book 의발표값이차이를나타냈다 Coefficient B e+5 Coefficient A(10 ~ 80%) Coefficient C Coefficient B(10 ~ 80%) -2e+5-3e+5-4e+5 Coefficient C(10~ 80%) 4.6 Coefficient A e H 2 SO 4 weight fraction -6e+5 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H2SO4 무게분율 : 0.1~0.8) e Coefficient B e+5 Coefficient A(85 ~ 100%) Coefficient A Coefficient C Coefficient B(85 ~ 100%) -1.4e+5-1.6e+5-1.8e+5-2.0e+5 Coefficient C(85~ 100%) H 2 SO 4 weight fraction -2.2e+5 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H2SO4 무게분율 : 0.85~1) 앞서분석한황산용액무게분율에따른계수상관식의상관계수를 Table 에나 타내었다

131 Table 황산용액무게분율에대한계수상관식의상관계수 Coefficient A w B w C w Coefficient ( a wi, b wi, c wi, H 2 SO 4 무게분율 H 2 SO 4 무게분율 d wi (0.1 ~ 0.8) (0.85 ~ 1) ) a w b w c w d w a w b w c w d w a w b w c w d w 최종적으로 H 2 SO 4 무게분율을포함한 T-P 상관방정식은다음과같이주어지며 log 10 p H 2 O =(a w1 x 3 +b w1 x 2 +c w1 x+d w1 )+ ( a w2 x 3 +b w2 x 2 +c w2 x+d w2 ) T + ( a w3 x 3 +b w3 x 2 +c w T 2 여기서, (3.2.16) p H 2 O : 물부분압 T : 온도 (K) a wi, b wi, c wi, d wi : 계수상관방정식에대한상관계수 x : 황산용액의무게분율 Table 에제시한상관계수를식 (3.2.16) 을적용하여 H 2 O 부분압을계산한결과를 Table 에나타냈다. 또한 Perry hand book 데이터와비교한상대오차및로그의유무에따른계산값의상대오차를나타냈다. Table 에서보는바와같이 p 에대 H 2 O 한상대오차는 ±10% 이내에서 Perry hand book 데이터와잘일치하고있다

132 Table 통합상관식을이용한 log 10 p H 2 O 및 p H 2 O 계산결과 log 10 p H 2 O (bar log 10 p H 2 O 계 상대오차 (%) p H 2 O (bar) H 2 SO 4 wt.% : 10% p H 2 O 계산 상대오차 (%) 온도 (K) 산 ) (bar) (bar) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Max Max

133 ( 바 ) H 2 S O 4 부분압 H 2 SO 4 에대한 T-P 상관방정식및무게분율을포함한통합상관방정식유도과정은 H 2 O 에서수행했던과정과동일하므로그결과만제시한다. Table H2SO4 부분압 (bar) - Ⅰ H 2SO 4 wt.% C E E E E E E E-13 2E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

134 Table H2SO4 부분압 (bar) - Ⅱ H 2SO 4 wt.% C E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

135 Fig H2SO4 부분압에대한 T-P 상관도및회귀곡선

136 Table T-P 상관식을이용한 H2SO4 부분압계산결과 (H2SO4 wt.% : 10%) 상관식 : log 10 p H 2 SO 4 = A SA + B SA T + C SA T 2 A SA : B SA : C SA : Temperature(K) log 10 p H (bar) log 10 p H 계산 (ba 2 SO 4 2 SO 4 r) 상대오차 (%) Max

137 15 Relative error of H 2 SO 4 patrial pressure(%) Temperature (K) Fig H2SO4 부분압의상대오차분포 15 Relative error of H 2 SO 4 partial pressure(%) H 2 SO 4 wt. % Fig H2SO4 wt.% 에따른 H2SO4 부분압의상대오차분포

138 Table T-P 상관식을이용한 log 10 p H 2 SO 4 및 p H 2 SO 4 계산결과 H 2SO 4 wt.% : 10% Temp. (K) log 10 p H 2 SO 4 (bar) log 10 p H 2 SO 4 계산 (bar) 상대오차 (%) p H 2 SO 4 (bar) p H 2 SO 4 계산 (bar) 상대오차 (%) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Max Max

139 20 Relative error of H 2 SO 4 partial pressure (%) Temperature(K) Fig H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) 15 Relative error of H 2 SO 4 partial pressure (%) H 2 SO 4 wt. % Fig H 2 SO 4 wt.% 에대한 H 2 SO 4 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 )

140 e e+5 Coefficient A SA 5.0e+4 Coefficient A SA Coefficient C SA Coefficient B SA e+4-1.0e+5 Coefficient C SA -1.5e+5 5 Coefficient B SA e e+5 H 2 SO 4 weight fraction Fig H 2 SO 4 의무게분율에따른 P-T 상관방정식의계수변화 상관도 Coefficient A SA 2e e+5 Coefficient A SA Coefficient C SA Coefficient B SA 0-1e+5-2e+5 Coefficient C SA e+5 3 Coefficient B SA e H 2 SO 4 weight fraction -5e+5 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 :0.1~0.8)

141 e+5 Coefficient A SA e e+5 Coefficient A SA Coefficient C SA Coefficient B SA -1.4e+5-1.5e+5-1.6e+5 Coefficient C SA Coefficient B SA e e H 2 SO 4 weight fraction -1.9e+5 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 무게분율 : 0.85~1) Table H2SO4 무게분율에대한계수상관식의상관계수 Coefficient A SA B SA C SA Coefficient (a SAi, b SAi, c SAi, d SAi ) H 2 SO 4 무게분율 (0.1 ~ 0.8) H 2 SO 4 무게분율 (0.85 ~ 1) a SA b SA c SA d SA a SA b SA c SA d SA a SA b SA c SA d SA

142 Table 통합상관식을이용한 log 10 p H 2 SO 4 및 p H 2 SO 4 계산결과 H 2SO 4 wt.% : 10% Temp. (K) log 10 p H 2 SO 4 (bar) log 10 p H 2 SO 4 계산 (bar) 상대오차 (%) p H 2 SO 4 (bar) p H 2 SO 4 계산 (bar) 상대오차 (%) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Max Max ( 사 ) S O 3 부분압

143 SO 3 에대한 T-P 상관방정식및무게분율을포함한통합상관방정식유도과정은 H 2 O 에했던과정을동일하므로그결과만제시한다. Table SO3 부분압 (bar)-Ⅰ H 2SO 4 wt.% C E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

144 Table SO3 부분압 (bar)-Ⅱ H 2SO 4 wt.% C E E E E-12 5E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

145 Fig SO3 부분압에대한 T-P 상관도및회귀곡선

146 Table T-P 상관방정식을이용한 SO3 부분압계산결과 (H2SO4 wt.% :10%) 상관식 : log 10 p SO3 = A SO3 + B SO3 T + C SO3 T 2 A SO3 : B SO3 : C SO3 : Temperature(K) log 10 p SO 3 (bar) log 10 p SO 3 계산 (bar) 상대오차 (%) Max

147 30 25 Relative error of SO 3 partial pressure(%) Temperature(K) Fig SO3 부분압의상대오차분포 Relative error of SO 3 partial pressure(%) H 2 SO 4 wt. % Fig H2SO4 wt.% 에대한 SO3 부분압의상대오차분포

148 Table T-P 상관식을이용한 log 10 p SO3 및 p so3 계산결과 Temp. (K) log 10 p SO3 (bar) log 10 p SO3 계산 (bar) 상대오차 (%) p SO3 (bar) p SO3 계산 (bar) H 2SO 4 wt.% : 10% 상대오차 (%) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Max Max

149 20 Relative error of SO 3 partial pressure (%) Temperature(K) Fig SO3 부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 ) Relative error of SO 3 partial pressure (%) H 2 SO 4 wt. % Fig H2SO4 wt.% 에대한부분압의상대오차분포 ( 로그제거후 )

150 e Coefficient A SO e+5 Coefficient A SO Coefficient C SO Coefficient B SO3 1e+5 0 Coefficient C SO3 8 7 Coefficient B SO e H 2 SO 4 weight fraction -2e+5 Fig H 2 SO 4 의무게분율에따른 P-T 상관방정식의계수변화상관도 e+5 Coefficient C SO e+5 Coefficient A SO3 1e+5 Coefficient A SO Coefficient B SO3 0-1e+5 Coefficient C SO3-2e+5 6 Coefficient B SO e H 2 SO 4 weight fraction -4e+5 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 의무게분율 : 0.1~0.8)

151 e Coefficient C SO e+5 8.0e+4 6.0e+4 Coefficient A SO Coefficient A SO Coefficient B SO3 4.0e+4 2.0e Coefficient C SO Coefficient B SO e+4-4.0e+4-6.0e H 2 SO 4 weight fraction -8.0e+4 Fig P-T 상관방정식의계수변화상관도 (H 2 SO 4 의무게분율 :0.85~1.00) Table H2SO4 무게분율에대한계수상관방정식의상관계수 Coefficient A SO3 B SO3 C SO3 Coefficient ( a SO3i, b SO3i, c SO3i, d SO3i ) H 2 SO 4 무게분율 (0.1 ~ 0.8) H 2 SO 4 무게분율 (0.85 ~ 1) a SO b SO c SO d SO a SO b SO c SO d SO a SO b SO c SO d SO

152 Table 통합상관방정식을이용한 log 10 p SO3 및 p SO3 계산결과 H 2SO 4 wt.% : 10% Tem p. (K) log 10 p SO 3 (bar) log 10 p SO 3 계산 (bar) 상대오차 (%) p SO 3 (bar) p 계산 SO 3 (bar) 상대오차 (%) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E Max Max

153 ( 아 ) H 2 S O 4 - H 2 O 2 성분계 전압 H 2 SO 4 -H 2 O 2성분계에 대한 전압을 산출하기 위하여 앞서 기술한 식 (3.2.17) 를 log 10 P 의 함수로 전개하고 식 (2.2.12) 와 같이 무게 분율을 포함한 통합 상관방정식을 유도하였 다. log 10 P= ln [ T -(a 1x 3 +b 1 x 2 +c 1 x+d 1 ) a 2 x 3 +b 2 x 2 ] +c 2 x+d 2 a 3 x 3 +b 3 x 2 (3.2.17) +c 3 x+d 3 여기서, P : 전압 (bar) T : 온도 (K) a i, b i, c i, d i : 상관계수 x : H 2SO 4 무게 분율 식 (3.2.17) 를이용하여황산용액 10% 일때상관식에의한전압 ( log 10 P ) 의계산결과를 Table 에나타냈다. Table H2SO4-H2O 2 성분계에서의전압계산결과 H 2SO 4 wt.% : 10% Tem p.(k) log 10 P (bar) log 10 P 계산 (bar) 상대오차 (%) E E

154 앞서기술했던부분압및 H 2 SO 4 -H 2 O 2성분계전압의계산결과를바탕으로 Perry's hand book 에제시된전압데이터 ( P perry H.B. ) 들과비교분석하는작업을수행했다. 전압 ( P cal ) 의계산결과와 Perry hand book 에서제시된전압데이터들을비교하여상대오차를산출했으며, 각부분압의계산결과를더한값 ( ) 과제시된전압데이터들을비교하여 p i 상대오차를산출했다. Table 에황산용액 10% 일때전압데이터들을산출하여비교 분석한결과를나타냈다. Temp. (K) P perry H.B. (bar) Table 전압데이터산출및비교 P cal (bar) p i (bar) p H 2 O (bar) p H 2 SO 4 (bar) p SO 3 (bar) 상대오차 ( P cal ) 상대오차 ( p i ) E E % 4.69% E E % 5.82% E E % 6.37% E E % 6.80% E E % 6.60% E E % 6.76% E E % 6.17% E E % 5.35% E E % 4.77% E E % 4.02% E E % 3.42% E E % 2.80% E E % 2.21% E E % 1.69% E E % 1.19% E E % 0.75% E E % 0.36% E E % 0.06% E E % 0.19% E E % 0.37% E E % 0.49% E E % 0.54% E E % 0.54% E E % 0.47% E E % 0.34% E E % 0.15% E E % 0.10% E E % 0.40% E E % 0.75% E E % 1.16% E E % 1.61% E E % 2.12% E E % 2.67% E E % 3.27% E E % 3.92% E E % 4.60%

155 ( 2 ) 황산농축공정의동특성해석을위한수학적모델 SI 열화학공정의세공정중하나인황산농축공정에대한동특성의해석모델을설정하였다. 일본이국제검증문제로제시한황산농축모델을참조하여증류탑의기본적인모델을 Fig 와같이설정하였다. 각단에서일어나는물질및열평형에관련된일반적인관계식은 Fig 에제시하였다. 황산용액증류장치의동특성모델링을위해서는 Fig 와 Fig 을참조하여물질과에너지수지에관한수학적모델링을수립하였다. 증류탑을나타내는기본적인모델식은탑전체에대한물질수지, 에너지수지및생성물의조성관련식들과탑내부의각단에서의상평형관계식및물질과에너지수지들로이루어진다. 각단에서의물질수지는다음과같이표현할수있다. d dt ( HX n)=v n -1 Y n -1 +L n +1 X n +1 -V n Y n -L n X n (3.2.18) 여기에서 H는체류량 (holdup) 을나타내고, X n 과 Y n 은각각 n 단에서의액체농도와기체의농도를나타내며, L n 과 V n 은 n 단에서의액체와기체의유량을나타낸다. 식 (3.2.18) 을프로그램이가능한조건으로변형하였다. 즉, H는상수로가정하고, dx n 를근사적으로미세한시간간격 Δt 로놓고, dx n 도 ΔX n 으로바꾸어미세한시간변화에따른농도변화값을나타내도록했다. 마찬가지로 dtl n --> ΔtL n --> M n 으로가정하고, dtv n --> ΔtV n --> W n 으로가정하여, 각각미세한시간동안의액체및기체의유량을나타내도록한다. 이로써시간의종속변수들을미세시간간격에서근사적으로상수가되도록조작하여식 (3.2.18) 을다음과같은식으로변형하였다. HΔX n ΔtV n -1 Y n -1 +ΔtL n +1 X n +1 -ΔtV n Y n -ΔtL n X n (3.2.19) W n -1 Y n -1 +M n +1 X n +1 -W n Y n -M n X n

156 Refluxx Total condenser Feed 1 Reboiler Bottoms Fig DSItillation column with a feed

157 Y C Condenser V C Y n V X C L C Stage N Y N -1 V X N L N Y n X n +1 L n +1 Equilibrium Y n Y n = f(x n ) X n τ dl n dt = L n +1 -L n H dx n dt = VY n -1 +L n +1 X n +1 -VY n -L n X n Component mole balance Y n -1 V X n L n FX F Y F X F +1 L F +1 Feed plate Include FX F in component mole balance Y F -1 V X F L F Y 2 X 3 L 3 Stage 2 Y 1 V X 2 L 2 Stage 1 Y 0 V X 1 L 1 Reboiler Y 0 Y 0 = f(x 0 ) X 1 X 0 d dt (HX 0)=L 1 X 1 -L 0 X 0 -VY 0 L 1 V H Q V = Q λ Heat balance dh dt = L 1 -L 0 -V Holdup L 0 Fig Signal Flow for N Column Stages

158 식 (3.2.19) 는평형상태와유사한식으로변형되었다. 식 (3.2.19) 를액체농도변화량의식 으로표현하면다음과같다. ΔX n ( W n -1Y n -1 +M n +1 X n +1 -W n Y n -M n X n ) h (3.2.20) Δt 경과후의농도는다음식에의해서구할수있다. (3.2.21) 한편, 각단에서의물질수지의평형조건에의해다음식이성립한다. dh dt = V n -1 +L n +1 -V n -L n (3.2.22) 이식에서체류량이일정하다는조건에의해서다음식과같은물질수지가얻어진다. 0 =V n -1 +L n +1 -V n -L n (3.2.23) = V n -1 Δt+ L n +1 Δt- V n Δt- L n Δt = W n -1 +M n +1 -W n -M n 한편, 엔탈피의평형조건에대해서살펴보면다음과같다. 각단에서액체상태의물질 을비등점까지끌어올리는데필요한열량은다음식으로표현된다. q 1 =(H-M n )ΔH( t b,t n,c p1 ) (3.2.24) q 2 = M feed ΔH( t b,t feed,c p2 ) q 3 = M n +1 ΔH( t b,t n +1,C p3 ) 식 (3.2.24) 에서 t b, t n, t feed, t n+ 1 은각각, 비등점온도, n 단의온도, 입력물질의온도, n+1 단의온도이며, C p1,2,3 는각각의물질농도에서의정압열용량이다. 한편, 각단에공급되는

159 열량 ( Δ Q ) 은다음식으로표현할수있다. ΔQ = Q Δt for n =0, reboiler (3.2.25) = q 4 +q 5 for other stage 식 (3.2.25) 에서 Q 는재비기 (reboiler) 에공급하는열량을나타내며, q 4 와 q 5 는다음식으 로표현된다. q 4 = W n -1 ΔH( t b,t n -1,C p ) q 5 = λ n -1 W n -1 (3.2.26) 식 (3.2.26) 에서볼수있듯이, q 4 와 q 5 는각각아래단에서발생한기체의윗단과의온도 차에의한열량및기화열로서윗단의용액과열교환을통하여전달하는열량이다. 이공 급되는열량은액체를비등점까지올리는필요한열량으로활용되고, 남는열량은 W n 만 큼의기체를발생시키는데사용된다. 이를표현하면다음과같다. ΔQ = q 1 +q 2 +q 3 +W n λ n (3.2.27) ( 3 ) 계산알고리즘설정 ( 가 ) 개요앞에서설명한동역학해석의근사적인접근방법을근거로프로그램개발에필요한알고리즘을설정하였다. 이때, 다음과같은전제조건하에서계산알고리즘을설정하였다. 즉, 각단에기체 -액체의물질및열평형에도달하는시간은 0이고, 기체가단사이를이동하는시간은 0이며, 증류과정에서물질및열손실은없다고가정하였다. 알고리즘은 Fig 에제시하였고, 변수및함수에대한설명은 Table 에제시하였다. 여기서채택한증류에대한동특성해석의기본개념은다음과같다. 입력물질 (feeding) 의하부라인 (bottom line) 으로물질량및농도에아무런변화없이흘러가는상태에서재비기가가동하는것을초기상태 (startup 시점 ) 로잡았다. 이초기상태에서재비기에가한열에의해서물질이데워져비등점에도달하고, 남은열에의해서기체가발생하는것으로모사하였다. 여기서발생한기체는상승하여최하단의액체를만나서물질량과열량의교환을통하여액체를데워서이액체가비등점에도달하고, 이어새로운기체가발생한다. 이기체는바로윗단에접근하여동일한과정을반복하여, 최상단에접근한다. 최상단에서발생한기체는증류라인을통해외부로출력된다. 이과정을보간법과반복법 (iteration) 을적용하여모사하는알고리즘을설정하였다

160 Initial C ondition F eeding s tage or b elow A b ov e s tage X i =X f X i = X f or 1 (H2O 100%) M i (ΔtL i )=M f (ΔtL f ) t i = t f t i =temperat ure of reflux M i, W i (ΔtV i ), Y i 0 i =0 i = i+1 i-stage j =0 j = j+1 t b = bp(p, X i ) Q REQ = q 1 +q 2 +q 3 Energy Balance Y i (j) =glb(p, X i, t b ) Gas-Liquid Balance Mass Balance X i (j) = [ hx i +(M f X f +M i +1 X i +1 -M i X i )+(W i -1 Y i -1 -W i (j)y i (j))] h M i = M i (j), X i =X i (j), W i =W i (j), Y i =Y i (j) No j r Yes i N Yes Repeat No Fig Flow Chart for a Simulation of H2O-H2SO4 DSItillation C olumn

161 Table Briefly Description of Variables and Functions used in Fig Variab le or F unction Nam e Meaning X i i-s tage liq uid concentration M i (ΔtL i ) i-stage liquid flow amount(flow rate for Δ t ) X f Feeding stage liquid concentration M f (ΔtL f ) Feeding stage liquid flow amount(flow rate for Δ t ) ΔH(t 1, t 2, X 1 ) Heat am ount for temperature increasing from t 1 to t 2 at the X 1 concentration λ i Latent heat at the i-stage Yi, W i (ΔtV i ) Vapor Concentration and am ount(flow rate for Δt ) going out of i-stage Y i -1, W i -1 ( ΔtV i -1 ) Vapor Concentration and am ount(flow rate for Δt ) coming to i-stage from i-1-storage M i (j), X i (j), W i (j), Y i (j) M i, X i, W i, Y i at the jth iteration P Press ure in the dsitillation column h Holdup in each stage or reboiler capacity ΔH REQ Enthalpy required to increase the stage temperature up to the b oiling p oint ΔH SUP Enthalp y sup p lied t i, t f, t b Temperatures in i-stage and feed and boiling point, respectively glb(p, X i, t b ) Gas -Liq uid balance eq. at the P pressure, X i, and t b bp(p, X i ) Boiling point

162 ( 나 ) 초기상태설정동역학계산을위한초기조건은입력단이하전체단과재비기에입력물질로채워져있는상태이고재비기가가동되지않은상태로가정하였다. 따라서초기상태에서는입력단이하의액체의농도와온도는입력물질과동일한상태이고기체는존재하지않는상태다. 즉, 입력단에입력된물질이재비기를거쳐서아무런변화없이그대로하부라인으로배출되는상태를의미한다. 입력단상부에서는순수물이채워진경우, 비워있는경우및입력물질로채워진경우중에서선택할수있도록했다. ( 다 ) 평형상태지배방정식의단일화 Fig 에서볼수있듯이, 본연구에서다루고있는황산농축증류탑은상태와조건에따라, 재비기, 입력단, 일반단, 응축기와연결된최상단으로나눌수있으며, 각단의조건에따라약간다른형태의평형상태지배방정식을갖는다. 그러나프로그램개발의효율성제고와오차유발방지를위해서지배방정식을단순화할필요가있다. 이를위해가장일반적인단을표현할수있는지배방정식을설정하고, 각단의평형상태를표현할때는일반적인지배방정식에단별로존재하는특수한조건을부과하여지배방정식의제한하는방법을사용하였다. 예를들면재비기를 0 단으로정하였을때, 0 단으로올라오는기체양은 0으로가정하고, 재비기로직접입력되는경우 (flash) 가아닌경우에는입력물질에관련된조건을 0으로지정하며, 공급열원은재비기의부과열량 (heat duty) 으로가정한다. 일반단에서는입력단의유무에따라서입력물질이 0 혹은입력조건으로정하고, 공급열원은아랫단에서상승하는기체의열량으로가정한다. 최상단에서는, 최상단으로하강하는액체의유량을회수되는액체 (reflux material) 로가정한다. 이와같은방법으로모든단을단일한지배방정식으로나타냈다. 이와같은방식을택함으로써, 부가적인효과로서 flash 에서부터 N 단을갖는증류탑을하나의프로그램으로모사할수있게되었다. ( 라 ) 재비기에서의물질및열평형초기상태에서재비기를가동함으로동역학적변화가시작되어, 재비기내의황산용액을데워비등점까지끌어올리고, 남은열로기체를발생시킨다. 압력과황산용액의농도가주어졌을때, 비등점과발생하는기체 ( 황산, 물, SO 3 의혼합기체 ) 의농도를먼저구해야한다. Perry 핸드북에서는황산용액농도와비등점을독립변수로하는황산용액의전압력과각성분별부분압력이제시되어있다. 전압력데이터로부터주어진압력에해당되는황산용액의농도와비등점을구하는방법을택했다. 이표에서는전압력이종속변수로제시되어있기때문에주어진압력과동일한값이존재하는경우는드물다. 따라서주어진

163 압력전후의자료를기준으로보간법으로각각의황산용액농도에대한비등점의자료를생산해냈다. 또한각각의황산용액농도및비등점에서의평형상태에해당되는황산, 물, SO 3 의부분압력자료를이용하여, 기체의농도를결정하였다. 기체의발생량은식 (3.2.27) 에의해서구할수있다. q 1 은재비기의액체에서하부로출력되는황산용액을제외한잔류액체량의온도를비등점까지상승시키는데필요한열량이고, q 2 는입력단이있는경우의입력단에서주입되는물질을비등점까지올리는데필요로하는열량이고, q 3 는최상단에서내려는황산용액의온도를비등점까지데우는데드는열량이다. 공급되는열량에서이들의열량을차감한나머지열량은기체발생의기화열로사용하게된다. 따라서식 (3.2.27) 에의해서재비기에서발생하는기체량을결정할수있다. 발생기체량과성분이결정되면하부로출력되는농축황산용액의양과농도가일차적으로결정된다. 이값들을기준으로다시위의과정을거쳐 2 차로기체량과농도및농축황산용액량과농도를결정한다. 이런과정을반복 (iteration) 하여적정한수렴조건을만족하는네가지값을동시에결정한다. 발생기체의양이많으면반드시출력용액 ( 황산농축용액 ) 의양은줄어들고체류용액과출력용액의농도는짙어진다. 이렇게되면다음반복단계에서비등점이올라가게되어, 기체발생의기화열로사용할열량이줄어들게되어발생하는기체량을감소시킨다. 이와같은연쇄조건의지배를받기때문에반복계산이진행함에따라서평형상태에접근하게된다. 이런원리로재비기에서발생하는기체량과농도및출력용액의양과농도를결정하였다. ( 마 ) 일반단에서의물질및열평형재비기에이어 1 단에서물질및열평형을살펴보면일반단에서의현상을유추할수있다. 재비기에서발생한온도가 t v 인기체 ( W 0, Y 0 ) 가최하단인 1 단에접근하여 1 단에서의물질평형과열평형상태로되고, 결과적으로새로운기체를발생시킨다. 식 (3.2.20) 의우변에제시된변수들로는, 1 단에서는 2 단에서흘러내려입력된액체 ( M 2, X 2 ) 가있고, 재비기로흘러나가는출력액체 ( M 1, X 1 ) 가있다. 그리고재비기에서입력되는기체가있고, 2 단으로올라가는출력기체 ( W 1, Y 1 ) 가있다. 초기상태에서 1 단에서는입력물질과동일한조건에서출발하므로, X 1 은기지의값이고, X 1 과평형을이루는기체농도 Y 1 는평형상태방정식 (VLE) 에의해서결정된다. 2 단에서흘러내려입력된액체 ( M 2, X 2 ) 는초기상태에서는입력물질의조건과동일함으로기지의값이된다. 또한초기상태에서 1 단에서발생하는기체의양은 W 1 은 0이므로, 1 단에서재비기로내려가는용액의양 (M 1 ) 은물질평형식인식 (3.2.23) 에기지의값, W 0, W 1, M 2 를대입하여결정할수있다. 재비기의경우와같이, 1 단에서의액체의유입과체류량의온도를데우데필요한열

164 량, q 1, q 2, q 3 가 결정하고, 1 단에 공급되는 열원은 식 (3.2.25) 과 (3.2.26) 에서 볼 수 있는 바와 같이 재비기 (0 단 ) 에서 전달되는 기체의 기화열과 온도차에 의한 값이 된다. 공급되 는 열량에서 온도를 증가시키는데 필요한 열량을 차감한 열량을 기화열로 사용했을 때, 발생하는 기체량 (W 1 ) 을 결정한다. 이로써, 1 단에서의 황산용액의 새로운 농도를 결정하 기 위한 식 (3.2.21) 의 우변의 변수들이 모두 결정되었으며, 이 식을 이용하여 새로운 평형 상태의 액체농도 (X 1 ) 가 결정된다. 재비기의 경우와 마찬가지로, 이 새로운 액체농도를 기 준으로 새로운 기체농도 (Y 1 ) 와 비등점의 결정을 시작으로 다음 단계의 반복 계산이 진행 된다. 다른 일반적인 단에서 동일한 방법이 적용된다. 단지 최상단의 경우에는, 실제로는 윗 단이 없지만, 회수되는 물질을 윗단에서 내려오는 것을 간주하여 계산하도록 프로그래밍 하였다. ( 바 ) 반복계산 Fig 에서가장내부의 j 루프는각단별로기체양과농도및그에대응되는하강액체량과농도를구하는과정을제시하고있다. i 루프는단별계산루프로서 i =0 인경우는재비기를의미하며, 재비기의가동으로부터출발해서아래단부터윗단으로기체가이동하여액체와반응하는과정을모사하는알고리즘을제시하고있다. 이런방법으로마지막단까지계산을완료한다. 이어앞에서얻는각단에서의변수값을초기값으로지정하여, 동일한과정을반복하는단계가진행된다. 이반복단계는반응이진행하는과정을시간적인개념으로모사한것으로볼수있으며, 반복회수가많을수록정상상태에보다접근하는결과를얻는다. ( 4 ) 프로그램개발 ( 가 ) 개요앞에서설명한알고리즘을기반으로, 황산용액에포함되어있는물을증발시켜황산의농도를높여주는증류기 (DSItillation column) 을모사하여반응이진행되는과정의동특성을분석할수있는코드로개발했다. 입력자료로는 Perry's chemical engineers' hand book(7판 ) 과 HSC ChemSItry(Ver. 5.1) 프로그램의자료를활용하였다. 단 (stage) 의수, 입력되는묽은황산의양과농도, 재비기의열용량, 환류값이주어지면, 증류되는양과농도 (DSItillate), 농도가짙어진황산의양및농도 (Bottom line) 값을계산할수있게프로그래밍되었다. 또한자체적으로물질량과열량의보존법칙을만족하는지를확인하는루틴이포함되었다

165 ( 나 ) 입력자료 Table 을 입력자료로 사용한다. Table 에서는 단 (stage) 의 수, 입력되 는 묽은 황산의 양과 농도, 재비기의 열용량, reflux 값에 대한 일반적인 정보를 포함하고 있다. Table 은 기화열 데이터 (ramda.txt) 다. Table 는 황산용액의 전압력 데 이터 (Ptotal.txt) 이며, Table 은 각각 H 2 SO 4, H 2 O 및 SO 3 의 부분압력데이터 (ph2o.txt, ph2so4.txt, pso3.txt) 이다. 이에 대한 자세한 설명은 각 루틴에서 하겠다. Table Input Data containing the general information Feeding amount(h 2 O, H 2 SO 4 ) Temperatures in feeding and condenser 0.13 Pressure (x 0.1MPa) 7.6e4 Reboiler heat duty( kcal/hr) Reflux Holdups(<feeding, >feeding, reboiler) Table C om parison of the regression result with the data from the Perry' s handb ook H 2 SO 4 λ * H 2 SO 4 λ * 비고 (wt%) (cal/g) (wt%) (cal/g) 비고 ** H 2 O * Reference[ ]. ** Steam table[3.2.6]

166 Temp ( ) Table Total pressure in the H2SO4-H2O mixture H 2SO 4 wt. % E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

167 Temp. ( ) Table H2SO4 partial pressure in the H2SO4-H2O mixture H 2SO 4 wt. % E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

168 Temp. ( ) Table H2O partial pressure in the H2SO4-H2O mixture H 2SO 4 wt. % E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

169 Temp. ( ) Table Impurity-contained SO3 partial pressure in the H2SO4-H2O mixture H 2SO 4 wt. % E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

170 ( 다 ) 기화열결정루틴 Table 에는황산농도가 0인물의경우에서부터 95 % 인경우까지의기화열데이터를제시하고있다. 이데이터를기준으로프로그램내부에서특정농도에서기화열이필요한경우에주어진농도의전후값을기준으로보간법을이용하여그농도에서의기화열을결정하였다. ( 라 ) V L E 데이터 생산 루틴 황산용액의 농도가 주어졌을 때, 여기서 발생하는 기체의 농도와 비등점을 구하 는 것은 매우 중요한 문제다. 일반적으로 사용하는 모델로는 NRTL 모델이 있지만, 본 연구에서는 Perry's Handbook 의 데이터를 기준으로 황산용액과 평형상태를 이 루는 기체농도를 결정하는 방법을 택하였다. 황산용액에서 발생하는 기체의 전체 압력과 구성기체인 H 2 O, H 2 SO 4, SO 3 의 부분압력을 데이터를 이용하여, 각 기체의 농도를 계산하였다. Table 에 주어진 전압력과 부분압력 데이터를 이용하여 황산용액의 각 농도에서 주어진 압력에 해당되는 비등점을 찾아야 한다. 그러나 Table 의 전압력 데이터에서 볼 수 있듯이, 주어진 압력에 정확히 일치하는 데이터는 있는 경우는 드물기 때문에 주어진 압력값의 전후의 데이터를 이용하여 보간법으로 주어 진 압력에 해당되는 비등점을 찾았다. Table 의 부분 압력데이터에서 이 비등점에서 각 농도에 해당되는 부분압력데이터를 찾고, 성분별 부분압력을 전 압력으로 나누어 기체 조성 성분별 농도를 구하였다. 이 값이 황산용액의 농도와 평형을 이룬 기체의 농도가 되며, 이들을 Fig 에서 X-Y-T plot 으로 나타냈 다. Fig 에서 볼 수 있듯이 본 연구에서 사용한 VLE 곡선은 NRTL 모델과 상당한 차이를 보이고 있다. 이의 원인 규명을 위한 심층적인 분석이 있어야 하겠 지만, 현재는 프로그램의 기본적인 틀을 완성하는데 초점을 맞추고 있기 때문에, 두 모델이 상당히 차이 있는 것만 지적하고, 이에 대한 원인규명은 다음 단계로 미룬 다. 단지 본 연구의 모델은 perry's handbook 의 데이터를 기준하여 결정하였기 때 문에, 원래 데이터가 잘 맞는 하는 VLE 곡선은 잘 맞을 것이다. ( 마 ) 정압열용량및엔탈피결정루틴물과황산이혼합된용액에대한정압열용량을구하기위해서 Table 에제시된물과황산의정압비율을이용하였다. 먼저, 이데이터를근거로물과황산의 Cp를온도의 3 차식으로회귀분석하여각각다음과같은식으로구하였다

171 C p, H 2 O(T)= ( )T T T (3.2.28) C p, H 2 SO 4 (T)=( )T T T (3.2.29) 초기온도와나중온도의차이에따른엔탈피차이는식 (3.2.28) 과 (3.2.29) 를이용하여물과황산의 Cp를초기온도와나중온도사이의구간에서정적분한후, 주어진농도에따라서물과황산의농도로가중하여물과황산에혼합된황산용액의엔탈피차이를구하였다. Table Cp Data of H2O and H2SO4 as a function of temperature T( ) Cp(H 2 O) Cp(H 2 SO 4 ) Cp(H 2 O) Cp(H 2 SO 4 ) T( ) g/mol g/mol g/mol g/mol

172 Temperature, o C This study NRTL Model H 2 SO 4 Mole Fraction Fig VLE Diagram for H2SO4-H2O mixture ( 바 ) 프로그램의구성이프로그램은 20 개의주프로그램, 서브루틴및함수로구성되어있으며, 주요한구성프로그램은 Table 에제시되었다. 주프로그램 DSItil 에서전체부프로그램을총괄하고있으며, mcal 에서각단별로물질및열평형계산을수행하여용액및기체의흐름량과농도를결정하는역할을수행한다. bp_pres 에는주어진압력에해당되는액체농도와비등점의데이터와기체농도데이터를생산하는역할을수행하는부프로그램이다. ( 5 ) 프로그램의성능평가 앞에서개발한프로그램을일본에서제시한검증문제 (benchmarking exercsie) 에 적용하여스페인의계산결과와상호비교함으로써, 본프로그램의성능평가를수 행하였다. ( 가 ) 검증문제분석및계산모델설정 일본에서제시한황산용액농축증류탑은 Fig 과제시된바와같으며, 자세

173 한조건은 Table 에제시하였다. 2 단증류탑으로입력단이 2 단에있고, 전체 응축 (total condensing) 하는조건이며, 13 kpa 및 1 Mpa 의두가지압력에대한계 산을요구하고있다. 이들에대한계산모델을 Fig 에제시하였다. Name Type Function ds Itil Program Control of all s ub - p rograms incond S ub routine Read initial condition initial S ub routine Setup the initial condition readdat S ub routine Read Inp ut data s tage0 Subroutine Setup the starting condition at each repeating step mcal S ubroutine Iteration each stage to determine X, Y, V, Tb prtpros S ubroutine Print the detail results at each stage and repeating step com p Function Complementary method mass Subroutine Mass balance heat1 S ub routine Heat b alance p rtw at S ub routine Water mas s b alance prst Subroutine Print the final result bp_ pres Subroutine Generation of VLE data at the giv en pressure yv alue S ub routine Determine the gas concentration against the given liquid bpoint Table LSIt of sub-programs and those functions Subroutine concentration Determine the boiling point at the giv en liquid concentration qcp Function Determine enthalpy cp Function Determine heat capacity Fig Model of H2SO4 dsitillation column

174 Table Conditions of the column and the feed liquid Item C ondition of the colum n Num ber of s tages 2 Feed stage 1st stage from the top Reflux ratio 0.001(molar ratio) Pressure in the column Pa( ab s ) Temperature in the condenser 4 5 Heat input at the reboiler kcal/h Item C ondition of the feed liq uid Temperature 73.5 Pressure Pa( ab s ) M ass flow rate of H 2 O 145 kg/h M ass flow rate of H 2 SO kg/h F ig M odel in the dynamic Analysis SI 13 kpa 과 1 MPa 에대하여실제조건과동일한조건으로계산을수행하였다. 계

175 산에앞서사용자가선택해야할것은시간간격과단별체류량 ( 각단의 holdup 과재비기의용량 ) 이다. 이계산에는모든체류량은 10 kg로가정하였다. 일반적인문제에서는입력단의상단에서의초기상태에대해서선택을해주어야하지만, 이문제에서는입력단이최상단이기때문에이에대한선택이필요없다. ( 나 ) 계산결과및분석황산용액농축증류탑검증문제의 13 kpa 및 1 Mpa 압력에대한동역학계산을수행하여평형상태에도달한결과를각각 Table 과 에제시하였다. 증류탑상단으로응축기를통하여나오는증류물에서는황산이전혀포함되지않는순수한물인것으로나타났다. Table 과 에서는본동역학계산의최종결과인평형상태의계산결과를스페인의계산결과와비교하였다. 두표에서볼수있듯이, 대체로잘일치하는것으로나타났으며, 13 kpa의경우에좀더잘일치하는것으로나타났다. 또한반응시간에따른온도나농도등의변화경향이물리적으로타당한한것으로확인됨으로써, 이프로그램은일반적인황산농축증류탑에대한동특성해석을무난히수행할수있다고볼수있다. Fig 은 13 kpa의증류되는양의시간에따른변화를제시하고있다. 초기에급격히양이증가하여평형상태에빠르게접근하는것으로나타났는데, 이는앞에서언급한것같이, 기체의이동속도나반응속도를 0로가정한것에기인하는것으로추측된다. Fig 에서는 1 Mpa에서하부라인에서의농도의변화를나타내고있고, Fig 에서는 13 kpa에서의하부라인에서의용액의온도의변화를나타내고있으면, Fig 에주요한인자들의접근하는속도의정도를나타내고있다

176 Table Dynamic calculation results conv erged to the steady state at P=1.3 kpa Number of Stage = 2 Feed Stage = 2 Reboiler Heat = 7.600E+04 Kcal/h Pressure = E5 Pa Feed & DSIt. Temp. = , C Holdup & Reboiler Cap.= , Kg H2O-Concentration Total(kg) H2O(kg) H2SO4(kg) wt% Molar Feed DSItillate Bottom Bottom+DSIt Iternation(Last) 999-Iternation Stage Temp.(C) Conc.(wt%) Molar-Conc. Holdup Conc. Temp Table Dynamic calculation results conv erged to the steady state at P=1.0 MPa Number of Stage = 2 Feed Stage = 2 Reboiler Heat = 7.600E+04 Kcal/h Pressure = E5 Pa Feed & DSIt. Temp. = , C Holdup & Reboiler Cap.= , Kg H2O-Concentration Total(kg) H2O(kg) H2SO4(kg) wt% Molar Feed DSItillate Bottom Bottom+DSIt Iternation(Last) 999-Iternation Stage Temp.(C) Conc.(wt%) Molar-Conc. Holdup Conc. Temp

177 Table ComparSIon of the steady state result at the pressure of 13 kpa Line 평형계산 (Spain) 동역학계산 ( 본연구 ) Total kg/h kg/h DS Itillate B ottom Line line H 2 O kg/h kg/h H 2 SO 4 0 kg/h 0 kg/h Total kg kg/h H 2 O kg kg/h H 2 SO kg 226 kg/h H 2 SO 4 농도 0.458(82.2 w/o) 0.514(83.7 w/o) 온도 C C Temperature 0/1 단 /2 단 152/87/86 C 160/96/87 C Table ComparSIon of the steady state res ult at the pres sure of 1 MPa Line 평형계산 (Spain) 동역학계산 ( 본연구 ) Total 62.5 kg/h kg/h DS Itillate B ottom Line line H 2 O 62.5 kg/h kg/h H 2 SO 4 0 kg/h 0 kg/h Total kg kg/h H 2 O 82.5 kg kg/h H 2 SO kg 226 kg/h H 2 SO 4 농도 0.665(73.3 w/o) 0.685(71.5 w/o) 온도 C C Temperature 0/1 단 /2 단 267/215/214 C 264/220/216 C

178 Fig DSItillation amount as the function of time Fig H 2 O concentration in the bottom line

179 Fig Convergence of temperature in the bottom line in the case of 13 kpa Fig Test of Convergence speed for material amount and Heat

180 ( 6 ) 맺는말 현재까지공개된황산용액에대한열역학데이터를수집하고상호비교를통하여최적의데이터를선정하고, 적합한지배방정식과알고리즘을도출한후, 이를기반으로황산용액농축증류탑에대한동특성해석프로그램을개발하였다. 일본에서제시한황산용액농축의국제검증문제에이프로그램을적용한결과, 동특성해석의최종결과인정상상태에서의계산값은스페인에서수행한결과와대체로일치하는것으로나타났고, 반응시간에따른온도나농도등의변화경향이물리적으로타당한한것으로확인됨으로써, 이프로그램은일반적인황산농축증류탑에대한동특성해석을무난히수행할수있는것으로결론을내릴수있다. 그러나좀더신뢰성을높이고, 사용자친화적인프로그램이되기위해서는다음과같은부분을수정 보완할필요가있다. - 계산값에직접적인영향을미치는열역학데이터의신뢰도에대한평가와이에따른불확도를분석 - 열역학데이터의최적 fitting 방법을도출 - 온도, 압력, 주입액체의조건등의초기조건대한민감도분석 - 입력조건의모든범위에서프로그램이작동하는지확인. 즉, 물리적인의미가없는극단적인값을입력하면본프로그램이이상작동할가능성확인 - 하단에서상승한기체가용액에접근하여평형상태에도달하는시간고려 - 재비기의가열시간및용액의비등점접근시간고려이런미비한점은모듈프로그램을통합하는과정에서수정 보완할계획이다. 다. S O 3 분해공정에대한동특성해석코드개발 ( 1 ) 개요 본연구에서는 SO 3 분해장치를수학적으로모델링하고이를기반으로동적거동현상의전산모사에대한연구내용을기술하고자한다. 일본의 pilot plant 의제원 [3.2.9] 과분석자료를참고하여단순한열교환기의모델을설정하고, 이를재현할수있는프로그램을개발하였다. 이에대한성능평가로서, 동역학해석의최종결과가정상상태에접근하는것을확인하였다

181 ( 2 ) S O 3 분해공정의모델설정 SI 열화학공정의한소요장치인 SO 3 분해장치에대한동특성의해석모델을설 정하고, 이를기준으로전산프로그램을개발하였다. 이분해공정에대한일본의 pilot plant 사양을프로그램개발의출발점으로삼았다. ( 가 ) S O 3 분해공정의개요실제 SI 열화학반응중황산분해공정은약 500 의운전환경에서 1차분해반응이이루어지며, 이공정을통과한황산은 SO 2 로분해되지못하고 SO 3 형태로남게된다. 따라서이러한 SO 3 을분해하기위한별도의 SO 3 분해공정이반드시필요하고 SI 열화학공정중중요요소중의하나이다. H 2 SO 4 와 SO 3 의자발분해반응 ( G<0) 의영역은다음과같다. H 2 SO 4 = H 2 O+SO 3 >400 (3.2.30) SO 3 = SO O >800 (3.2.31) 2 식 (3.2.30) 과 (3.2.31) 에서볼수있듯이 H 2 SO 4 는 400 o C이상에서자발분해가되지만, SO 3 가 SO 2 로자발분해되기위해서는 800 o C이상의높은온도가필요하다. 본연구에서는 SO 3 의분해반응에주안점을두었다. ( 나 ) 일본의파일럿시험용장치사양일본 JAEA의 SO 3 분해장치에대한모델을 Fig 에제시하였고, 분해장치내부의열교환구조는 Fig 과같다. 이모델은 6 개의단으로이루어져있으며각단의크기는 Fig 에서제시한바와같다. 이모델의기본적인제원과 SO 3 기체의조성등에대한정보는 Table 와 Table 에제시하였다

182 Table Design specifications of the SO3 decomposer for the JAEA pilot test C ondition for hydrogen Item production 30 Nm 3 /h Process gas pressure 2.0 (MPaG) Process gas temperature(inlet/outlet) 527 / 850 ( o C) He p ressure( inlet) 4. 0 ( M PaG ) He flow rate 100 (g/s) He temperature(inlet) 880 ( o C) Heat exchange 100 (kw) Fig Concept of the SiC plate type SO3 Decomposer of JAEA Fig Structure of the SO3 decomposer unit for JAEA pilot test

183 Table Gas Flow conditions in the SO3 decomposer for the JAEA pilot test M ole flow rate ( mol/s ) Process gas Inlet (527 o C) Outlet (850 H 2 O o C) H 2 SO SO SO O Total Fig Dimension of the SO 3 decomposer assembly ( 다 ) 계산모델설정 일본의 pilot plant 설계자료기준으로 Table 과같은계산조건을설정하였 다. 복잡한구조를하고있는 He 기체와 SO 3 기체사이의열교환장치를정확하게

184 나타내기가힘들기때문에본연구에서는두기체가 SiC 의평판의아래와위에서각각역방향으로흐른다는가정을세웠다. Fig 에서는동역학해석이시작되기직전의열교환기내부에서의두기체의온도상태를나타내고있다. 실제의동역학해석의시작점은헬륨가스가정상상태로흐르고있는상태이고, SO 3 기체가흐르는관은비어있는상태이다. 그러나계산상에있어초기상태는열교환이일어나지않는다는조건을설정하기위해서초기상태에서의 SO 3 기체관에는 880 의 SO 3 가채워진것으로가정하였다. Table Param eter v alues used in the calculation m odel Item Value R em arks heat transfer 100 kw He flow 100 g/s SO 3 flow 82.7 g/s (1.71 moles/s) contacting area 5.40 m m 2 x 3 SiC conductivity 6 0 W/m.K SiC thickness estim ated catalyst volume 25 L SO 3 temperature 527 SO 3 pressure 2 Mpa SO 3 volume 1.71 x 22.4x( t)/( ) /20 space v elocity SO 3 vol. flowrate/catalys t v olum e o C Fig Schematic description of the initial condition of heat exchange b etw een He and S O 3 gas

185 ( 라 ) 모델링을 위한 가정 일본의 파일럿 장치의 모든 설계조건이 알려져 있는 상태가 아니기 때문에, 본 연구에서는 일부는 가정하여 계산모델을 설정하였다. 요약하면 다음과 같다. - SO 3 Decomposer 내부에서 외부로의 열 손실은 없다 (Adiabatic). - 공급된 열량은 반응에 필요한 열을 제외하고 전부 process gas 의 온도 상승에 사용한다. - 열교환기의 길이방향을 n 개의 미소 셀로 나눈 미세 셀 내에서는 동일한 온도 를 갖는다. - 열전달체 (SiC) 의 두께는 100 kw의 열전달이 일어나는 두께로 한다. - 열교환기 내에서의 He 의 부피나 SO 3 의 부피는 추정해서 사용한다. - 열교환기를 통과하는 동안의 온도 증가에 따른 부피의 증가는 공간속도에서만 고려해 주고, 열전달 면적의 변화는 고려하지 않았다. ( 마 ) 열전달의수학적모델 SO 3 분해공정에관한수학적모델링을수립하였다. 앞서기술한바와같이상부에는고온 (880 ) 의헬륨기체가흘러가고하부에는상대적으로낮은온도 (527 ) 의 SO 3 기체가주입되어두물질이접하는영역에서다음과같은열전달방정식에의해열전달이일어난다. dq dt = UA( T He -T SO3 ) (3.2.32) 여기서, dq : 전달된열량 (J) U : 열전도도 (W/m2 /K) A : 열전달면적 (m2 ) T He - T so : 온도구배 (K) 3 dt : 전달시간 (sec) ( 3 ) 입력자료 앞에서설명한바와같이 SO 3 분해공정에서는열교환기와분해반응이동시에일어나기때문에이에관련된기하학적인구조와물질들의물리적인특성을입력해야된다. Table 에서제시된입력자료는주프로그램에서초기조건으로입력된다. 이들에대한설명은앞에서했기때문에여기서는열역학데이터에대한것만

186 기술한다. ( 가 ) 엔탈피및열용량 SO 3 분해공정에관계되는물질들에관한엔탈피및열용량들을 HSC ChemSItry 프로그램데이터베이스 [3.2.6] 에서추출하였고, 이를근거로회귀분석을하여상관방정식을구하여프로그램개발에적용하였다. 온도변화에따른각성분들의엔탈피변화를 Fig 에제시하였다. 본그림에서보는바와같이온도에따른각성분들의엔탈피변화는거의선형성을유지하고있다 O H 2 O H(kcal/mol) SO 2 SO H 2 SO Temperature(K) Fig Enthalpy as a function of temperature 엔탈피의 변화를 온도의 함수로 표현한 각 성분별 상관방정식은 다음과 같은 식 으로 표현된다. (3.2.33) (3.2.34) (3.2.35)

187 (3.2.36) (3.2.37) ( 나 ) 헬륨기체의정압열용량공정기체에열을전달하는헬륨기체의온도는 880 이며 100 g/s 로유입된다. HSC ChemSItry DB를통해얻은헬륨기체의열용량은 Fig 에제시되었으며, 온도변화에대해일정한값을유지하는경향을보인다. 이자료는공정기체로의열전달후의헬륨기체의온도감소량을결정할때사용된다. Fig He heat capacity ( 다 ) 공간속도 ( s p ace v elocity) SO 3 분해반응은흔히촉매반응으로이루어진다. 촉매재의선택에따라 SO 3 에서 SO 2 로의전환율이크게달라진다. 이전환율은온도와공간속도에의존하는것으로알려져있다. 따라서본연구에서는각온도별공간속도에대한전환율데이터를이용하여공간속도값에대해온도별전환율에대한상관방정식을도출하였다. 실제로일본의 pilot plant 에서사용하는촉매제는밝혀져있지않아, 주로많이사용하는 Fe 2 O 3 촉매라고가정하였다. 이에대한각온도별공간속도에대한전환율을

188 Fig 에제시하였다 [3.2.10]. 각온도및속도에서전환율데이터를추출하여 회귀분석하여공간속도와온도의함수식을구하였다. 이들함수식에대한자세한 정보는알고리즘설정에서자세히설명하겠다. Fig Relations hip between conv ersion and s pace velocity for iron(iii) oxide in a N2 flow contain 4 mole% SO3 as parameter of tem p erature ( 4 ) S O 3 분해공정의동적모사알고리즘및프로그램개발 SO 3 분해공정에대한동특성을구현하기위한알고리즘을개발하고, 이를근거로 MS Fortran 을사용하여, SO 3 분해공정에대한동특성해석용프로그램을개발하였 다. ( 가 ) S O 3 분해공정모사를위한 S tart- up SO 3 분해공정에서는두가지 start-up 을각각가정하였다. 즉, 첫번째가 880 헬륨기체가정상상태로흐르고있는상태에서 527 의 SO 3 기체를입력시키는경

189 우이고, 두번째는 527 의 SO 3 기체가정상상태로흐르고있는상태에서헬륨 880 기체가입력되는조건이다. 각각의경우에대해서프로그램의초기조건중에서열교환기내에서의 SO 3 의초기온도만변경해주면수행이가능하도록프로그램을작성하였다. 주로전자를기준으로설명하겠다. ( 나 ) 열교환의진행열교환기를길이방향으로 n 개로나누어서, 각각의미소단위셀 ( 이하단위셀이라함 ) 에서열교환이일어나는것으로모델링했다. 이단위셀에존재하는 He 와 SO 3 기체가열전달판을사이에두고역방향으로흐르면서열전달이일어나는것으로계산모델을설정하였다. 초기상태에서는, 헬륨기체가정상상태로흐르고있는상태에서 527 의 SO 3 기체를주입시켰을경우, 단위량만큼이헬륨기체로부터열전도에의해서열전달을받아온도가상승한다. 이때, 온도변화는, 전달되는열량에해당되는엔탈피의차이가나타나는온도로결정된다. SO 3 의단위량이단위셀의면적만큼헬륨과접해있다. 헬륨의열교환기내의부피가알려져있지않기때문에 SO 3 에비해서 4배정도빠른것으로임의로가정하였다. 즉, 동일한밑면적을갖는두기체가서로마주보고진행하는상태를가정하였지만, SO 3 가단위길이를가는동안헬륨은 4 개의단위셀이열교환을하면서지나가는것이된다. ( 다 ) 열교환시의두기체의접촉면적의변화 He과 SO 3 기체가서로역방향으로흐르면서열전달되는과정을설명하기위해서 SO 3 기체의 i 번단위셀에서의열전달과정을 Fig 에제시하였다. 두기체가열교환을할때, 각기체의동일한밑면적을갖는단위량이마주보고이동하면서접촉하고지나간다. 이때, 출발점에서는접촉면적이 0이고진행됨에따라접촉면적이점점커지다가, 전체가접촉하는최대면적접촉상태에도달한후, 접촉면적이점점줄어들어결국은접촉면적이 0으로된다. 총접촉시간동안의유효접촉면적은평균접촉면적이되며, 이는단위셀밑면적의 1/2이된다. 또한첫번째 SO 3 기체셀이열교환기에주입될때는, 헬륨의 1 개단위셀이지나갈때마다의접촉면적을살펴보면다음과같다. 첫번째헬륨단위량이접하는면적은 0과 1/4의평균값인 1/8이되고, 이와같은방법으로계산하면, 두번째에서네번째까지접촉면적은각각 3/8, 5/8 및 7/8이된다. 이유효단면적을실제로프로그램에반영하였다. 열교환기에서벗어나는 SO 3 의단위셀의경우에는위의과정의역순으로진행된다

190 ( 라 ) 열교환의계산모델 Fig 에서는실제로두기체가진행해가는과정을보여주고있다. 이과정을계산상편리하게하기위해서 Fig 와같이바꾸어모사하였다. Fig 에서볼수있듯이실제상황에서는 He 의 i번째단위셀의반응후반에는 i+1번단위셀과도반응이시작되게된다. 이것을있는그대로계산에반영하면알고리즘이매우복잡하게된다. 따라서 Fig 에서와같이 He 의각단위셀의반응을분리하여표현하는알고리즘을선택하였다. 즉, i 번째 SO 3 의단위셀의반응이시작되면, He 의단위셀은계속움직이고, 이때 SO 3 의단위셀은정지해있는것으로가정하며, 단지 4 개의 He 단위셀이전부지나가면, SO 3 단위셀은 i 번째에서 i+1 번째로바뀌는것으로가정하였다. 이와같이모델링해도실제두기체가유효접촉면적과시간은동일하므로실제계산값의변화가없을것으로추정되며, 계산알고리즘만단순화한것으로볼수있다. ( 마 ) 공간속도와엔탈피계산 Table 에제시된바와같이초기의출발점에서 SO 3 기체군의온도와성분별몰량이주어져있다. 온도를 1 도상승시켰을경우에해당되는새로운성분별몰량과이때의엔탈피를다음과같이결정하였다. 온도 1 도상승마다각온도에서의공간속도를구하고이에해당되는 SO 3 의분해율을결정하고, 이와함께가정한비율을적용하여 H 2 SO 4 의분해율도결정하여, 새로운성분별몰량을결정한다. 그리고이혼합물에대한엔탈피를각성분별엔탈피를이용하여결정한다. 이런방식으로온도를 1 도씩상승시키면서온도 o C사이에서의몰량과엔탈피변화량을구하여, enthalpy.txt 화일로저장한다. 이파일의데이터를이용하여, 먼저주어진열량 ( 헬륨의 1 개단위셀이전달한열량 ) 에해당하는엔탈피를찾고, 그에해당하는온도와성분별몰량을결정한다. Fig 에자세한계산과정을제시하였고, 각변수에대한설명은 Table 에제시하였다. ( 바 ) S O 3 의온도변화계산앞에서언급한방법대로헬륨기체의단위셀이진행하면서 SO 3 기체군의단위셀과접촉하는면적을통하여접촉시간동안열이전달되는방식으로열전달과정을모사하였다. 전달되는열량은식 (3.2.32) 에서구할수있고, 이열량을기준으로 enthalpy.txt에서해당되는엔탈피를찾고, 그에해당되는온도와 SO 3 기체군의성분별몰량을얻는방식을취하였다. Fig 에자세한계산과정을제시하였고, 변수에대한간단한설명은 Table 에제시하였다

191 Fig Heat exchange process between He and SO 3 gases in a i-subcell of the heat exchanger

192 Fig Calculation model of the heat exchange described in Fig

193 Initial Condition am(1) (0) am(2) am am(3) am(4) am(5) tmole = 5 i am(i) i = i+1 t= 525+Δt i vso = tmole 22.4 T/ P conv = SV = vso vcat n cona = so 3 conv conb = H 2 SO 4 conv rate 1 t ( t 2 1 sv sv 2 sv 3 ) t 3 am(1) am(2) am(3) am(4) am(5) (i) am(1) am(2) H = am(3) am(4) am(5) [ t 3 t 2 t 1 ] T, ΔH, tmole, am(1) am(5) Enthalpy.txt No t 880 Fig Flow chart for the determination of the enthalpy of the SO 3 mixture

194 Initial Condition ta(i)=880 tb(i)=880 ta(0)=527 cond =60 area =5.4 avgarea = area/2 dx = flowhe =100 flowso =827 vso = tmole 22.4 T/ tso = vcat vso the = tso rate shhe = unso = flowso shso tso n1 unhe = flowhe shhe the n1 tso1 = tso, tunit = tso1/n8 n1 SItep=1 SItep=SItep+1, SIo=nsep+1 SIo=SIo-1, ihe=sio+1 ihe=ihe+1 ta0=ta, tb0=tb, jule = cond s dt dx tunit tb3=tb0+δtemp( tb, jule) Enthalpy.txt No No No ihe > ihe+n8 SIo < 1 SItep > nsep F ig F low chart for the comp utational simulation of the SO 3 Decomposer

195 Table Brief description of variables and functions V ariab le or F unction Description Name H 2 o, H 2 SO 4, SO 3, molar amounts for each materials SO 2, O 2, am(i) t, n1 temperature(k ) and subcell number SO 3 conv ersation rate and the ratio of H 2 SO 4 conversion conv, rate rate to the SO 3 conv ersion rate. vso, vca SO 3 volum e rate and catalys t volum e tmole total m ole of the m ixture H, ΔH enthalp y, enthalp y difference ta(i), tb(i) He and SO 3 temperatures at the i-subcell of the heat exchanger shhe, shso heat capacities of He and SO 3 unhe, unso unit heat capacities of He and SO 3 in the subcell ihe, S Io, S Itep cond, area, av garea, s He and SO 3 gas processing numbers and SO 3 - s ub cellb ased heat exchange num b er heat conductivity, heat transfer area, av erage area and effectiv e area flowhe, flowso flow rates of He and SO 3. the, ts o time intervals passing the heat exchanger by He and SO 3 sucell numb er, s ub cell- p as sing- elap sed times b y S O 3 and n1, ts o1, tunit by He trans ferred energy, S O 3 - changed tem p erature and a jule, tb3, function of the temperature increm ent determined on the Δtemp( tb0,jule) bassi of the initial temperature and the transferred heat ( 사 ) 프로그램구성 SO 3 분해공정모사프로그램의구성의주프로그램과부프로그램은 Table 에제시하였다. 입력자료의파일을따로두지않고, 주프로그램내에포함되도록했다. 주프로그램은 cvmole, crate 등의부프로그램을불러, 엔탈피데이터를생산하고, 주프로그램에열전달량을결정하고, mcal 에서는열전달량과일치하는엔탈피차이가나는온도를찾는다. 함수 f와 conv 는각각엔탈피함수와전환율함수로서, 각각 crate 와 cvmole 에서부른다

196 Table LSIt of sub-programs and functions Name Type Description so3decomp program I/O and control all sub-programs cv mole sub routine crate sub routine mcal subroutine Determine a m olar amount changing resulted from a SO 3 and H 2 SO 4 conversion rates determine the enthalpy required to change a m olar am ount calculate the tem perature changing at a s ubcell due to the heat transfer fname subroutine create sev eral output files f function the enthalpy function of the m ixture of SO 3 and others conv function the function of the conv ersion rate of SO 3 ( 5 ) 계산결과분석 ( 가 ) 열평형검증앞에서언급한바와같이전체열교환에서전달되는열량을 100 kw로정하였다. 실제로이값을만족하는지를확인하기위해서계산이진행되는동안모든단위셀에서헬륨기체로부터 SO 3 기체군으로전달되는열량의합을구하여, 이를열전달되는열량을시간으로나누었을때, 그값이 100 kw에근접하는지확인하였다. 또한열전달이일어나는모든경우에대해, 헬륨과 SO 3 의온도차들을유효접촉면적으로가중하여평균값을구한후, 열전도도와전체접촉면적을곱한값이 100 kw에접근하는지확인하였다. 단위셀의수를증가시키면대체로 100 kw에수렴하는것으로나타났다. ( 나 ) S O 3 분해공정의모사결과앞에서언급한두가지시동방법중에서헬륨기체가정상상태인경우에대해서 SO 3 를주입하는시동방법을중심으로주로분석한결과를제시하고, 두번출발방법에대한것은두기체의시간에따른온도변화만제시하였다. 먼저 Fig 에는열교환기에서두기체가정상상태에도달했을경우의 SO 3 와헬륨기체의위치별온도분포를제시하였다. Fig 에서는위치별 SO 3 기체군의몰량과총몰량을제시하고있다. 일본자료에서제시한최종결과값과잘일치한다. 이는촉매재와공

197 간속도에대한분명한자료가알려져있지않았기때문에총몰량이일본에서제시한값과거의일치하는점으로공간속도를정하였기때문이다. 따라서몰량이같은것은큰의미는없고, 단지, 이때 SO 3 의온도도동시에일치하는값을갖도록재현시켰다는데서그의미를찾을수있을것이다. Fig 에서는첫번째출발방법에대한온도분포를보여주고있다. 즉, SO 3 가열교환기에입력되는점, 열교환기의중간점그리고열교환기를나오는지점에서의 SO 3 의온도분포와 He 의온도분포를나타내고있다. 이결과에서볼수있듯이, SO 3 는최종적으로 850 근방에서정상상태를유지하게된다. 이는일본자료의결과와잘일치한다. Fig 에는두번째출발방법에의해서얻은결과를제시하고있다. 두그래프를비교해보면출발온도는서로다르지만최종정상상태에도달하는값은동일하다. Fig 의경우에는 SO 3 의초기단위량과열교환을하는 He 의온도가 880 로매우높기때문에, 높은온도차로인해가장많은열전달이일어나고, 이에따라 SO 3 단위셀의기체의온도가가장높게상승하여, 가장높은온도값을갖는다. 이어주입되는 SO 3 단위셀의기체는앞선단위셀의기체보다약간온도가떨어진, 즉, 880 보다낮은온도의 He 기체와열교환을하기때문에앞의경우보다낮은열량을받게되고, 따라서앞선셀보다낮은온도값을갖는다. Fig 에서는주어진지점에서이런방식으로결정된온도값이시간이경과함에따라점점떨어지면서정상상태에수렴해가는경향을나타내고있다. 그리고 Fig 의경우에는반대로초기에는모든지점에서 SO 3 의온도가 527 이기때문에시간이지날수록점점온도가올라가서정상상태에접근하는경향을나타내고있다

198 Fig SO 3 and He temperatures as a function of decomposer height Fig Mol flowrate of each component as a function of decomposer height

199 Fig Temperature progress inside the SO 3 decomposer anticipated at the start-up conditions of the He input of 880 and the s tagnant S O 3 of 527 Fig Temperature progress inside the SO 3 decomposer anticipated at the start-up conditions of the SO 3 input of 527 and the s tagnant He of

200 ( 6 ) 맺는말 SO 3 의분해공정을모사하는프로그램개발의일환으로, 일본의 pilot plant 의제원과분석결과를근사적으로이를재현할수있는수준의프로그램을개발하였다. 열전달모델은열전달판을통하여열전도만일어나는것으로가정하였다. 앞으로우리의모델이가시화되면그에맞게모델을일부수정해야할것이다. 현재로는열교환과분해반응에대한기본적인알고리즘을설정하고이를구현한것으로만족하였다. 앞으로개선해야할점은다음과같다. - 파이프형태등다양한열전달체에대해수행할수있는프로그램으로확장하고, 대류현상도고려한프로그램으로확장함. - 열교환기내에서온도에따라기체부피증가를실제적으로반영함. - SO 3 분해반응속도에대한개선. 보다실제적인현상에접근할수있도록위에서제시한개선점을중점적으로수행할계획이다. 라. HI 용액농축공정에대한동특성해석코드개발 ( 1 ) 개요 증류공정의정상상태 (Steady states) 해석은공정최적화나장치설계 (Equipment sizing) 에있어중요한정보를제공해준다. 원료물질 (Feed) 의주입조건과여러제한조건 (specification) 에따라전체탑에존재하는흐름 (stream) 들의물리화학적인물성이결정되며이러한자료들은공정의물리적현상들을해석할수있는중요한지침을준다. 하지만실제공정조업에서는여러외부적인변화들 ( 또는외란 (disturbance)) 이야기될수있기때문에공정을정상상태와달리비정상상태 (Unsteady state) 로간주한다. 공정의동적 (Dynamic) 모사는다양한외란에따라각단의여러물성들의변화과정을예측할수있도록도와준다. H 2 O-HI-I 2 계에대한정상상태해석은주로반응이존재하는경우에대하여몇몇연구자들에의해이루어졌다. Roth 과 Engels 는 22bar 에서 HI 분해반응을고려한정상상태에서의증류공정을모사하였으며 [3.2.11] Brown et al 등은 Electrolyte NRTL 모델을확장하여 Aspen Plus 를통해 45bar 에서동일한계에대한반응증류공정을모사하였다 [3.2.12]. Belassiou 는 Neumann 모델의매개변수들을새롭게구해서정상상태에서의증류공정을최적화했다 [3.2.13]. 정상상태에대한해석결과들과달리동적증류공

201 정에대한모사는아직수행되지않았다. 본연구에서는반응이없는조건에서 H 2 O-HI-I 2 계의증류공정을동적으로모사하고자하였다. ( 2 ) HI 용액의기 - 액상평형 H 2 O-HI-I 2 계의상평형은해석하기어려운계중하나이다. HI 와 I 2 가전해질로존재하기때문에수용액상에서다소복잡한거동을보이며특히반응증류를동반하는계에서는기상에서 H 2 가화학반응에의해생성되기때문에열역학모델의단순한상평형계산으로해석하는것을거의불가능하게하고반응-평형계를고려함으로써해석할수있다. 이계의해석은크게두가지관점에서이루어진다. 주로강산수용액에서산의해리 (Dissociation) 를고려한 Engels 의용리 (solvation) 모델 [3.2.14] 과 Engels 의모델을좀더확장한 NRTL 모델로액상의비이상성을나타낸 Neumann 의모델이있다.[3.2.15] 이모델들은상용공정모사기 (PROSIM) 에포함되어있어서프랑스의 CEA 그룹은 Neumann 의모델을근간으로한 PROSIM 의운전으로 HI 반응증류탑해석을시도한바있다.[3.2.16] Belassaoui 는 Neumann 의모델을기본골격으로하되실제상 (Phase) 거동을나타낼수있도록매개변수를조정해서 PROSIM 을사용하여반응증류탑을해석한바있다.[3.2.13] 이모델들외에 ASPEN PLUS에서는미국 GA사에서위탁을받아개발한모델이있다.[3.2.12] 이들의연구에서는전해질특성을고려한 Electrolyte NRTL 모델을액상의활동도계수추산에이용하였고반응증류탑의반응으로부터생성된수소의 H 2 O와 HI 용액에대한용해도는 Henry 의법칙을적용했으며기상에대해서는 Redlich-Kwong 상태방정식을적용했다. ASPEN PLUS는이모델을통해반응증류탑과같이다단의기- 액평형이아닌단일기- 액평형만을다루는 Flash Vessel 과몇몇단위조작기를통해 HI-H 2 O-I 2 -H 2 계의분리공정도를만들고계산을수행하였다. 이모델은 Neumann 등의모델보다액-액상평형자료들을잘예측하고있으나기- 액상평형자료의예측에는 Neumann 의모델보다다소큰오차를보여주었다.[3.2.17] 본연구에서는향후 HI-H 2 O-I 2 3성분계의용액증류탑및반응증류탑의정적및동적해석에서요구하는 2성분및 3성분계의 VLE 화학평형을현재까지발표된실증적실험자료와 Neumann 모델을기초로하여해석하였으며증류탑의정적 / 동적해석에적용할수있도록컴퓨터코드화하였다. ( 가 ) Neum ann 의모델 반응이포함되어있는 H 2 O-HI-I 2 -H 2 계의액 - 액 - 기체 (LLV) 상평형을해석하기위

202 해서 Neumann 은 다음과 같은 가정을 세웠다 [3.2.15]. H 2 는 오직 기체상에만 존재하고 비록 고압계이지만 기체상은 이상기체로 간주한다. 액체상에서는 HI 의 용리가 일어나며 HI 는 오직 기체상에서만 분해되어 H 2 와 I 2 를 생성한다. 액상의 비이상성을 고려하기 위해 활동도 모델로는 NRTL 모델이 사용되었으며 모델의 매개변수들은 Engels 와 Knoche 의 실험자료 [3.2.11, ] 를 회귀분석해서 얻었다. 이 모델을 통해 여러 평형 물성들이 계산될 수 있는데 HI 의 농도가 진한 영역 (>20%) 과 고온에서 (>270 o C) 다소 큰 오차들이 실험 자료에 존재하는 것으로 추정된다. [3.2.12] ( 나 ) 액상 ( L iq uid Phas e) mh 2 O+HI 2C (3.2.38) 여기서 m은 HI 를용리시키는 H 2 O의용리수이며 m=5라고가정한다. C는생성되 는 Complex 인데경우에따라서각각 + 와 - 전하를갖는물질로해석하기도하고또 는 mh 2 O 와 H+ 그리고 I- 로구성된물질로보기도한다. 초기에주입된 H 2 O 와 HI 의양을각각 X o H 2 O, X o HI라하면생성된 Complex 의조성을통해평형상태의 X H 2 O, X HI 는다음과같이표현된다. (3.2.39) 위식은다음과같은과정을통해얻어진다. 반응한기준량을 b 라고한다면 (Reaction coordinate) 위반응에서반응전, 반응시, 반응후의몰수변화는다음과같다. (3.2.40) 반응후에변화된양이몰수를의미하지않기때문에반응후각성분의몰분율은 반응후성분의몰수를전체몰수로나누어주면얻을수있다

203 (3.2.41) 만일 I 2 도용액속에존재한다면다음과같이표현할수있다. X I 2 = X o I 2 1+b(1-m) = X o I 2 (1+X C (m-1)) (3.2.42) 용액상태에서평형조성들은주어진평형상수에대해식 (3.2.43) 의관계식을만족시킬때얻어진다. 초기조성들 ( X o H 2 O, X o HI, X o I 2 ) 과온도가주어져있다면평형조성들은 X C 의함수로표시될수있으므로식 (3.2.41) 과식 (3.2.43) 을만족시키는 X C 를찾으면된다. 이때의수치해석적인방법으로 Bisection method 를사용하였다. K A = (X C γ C ) 2 (X H 2 O γ H 2 O) m (X HI γ HI ) = K C=e /T(K) (3.2.43) 활동도계수는 NRTL(Non-random Two Liquid Theory) 모델을통해얻는다 [3.2.19]. ln γ i = N j N j τ ji G ji x j G ji x j + N k N x k G ik τ G x n n ( τ ik - ) G jk x j G ji x j N j N j (3.2.44) Neumann 은 HI-H 2 O-I 2 계의비이상성을고려하기위해 Original NRTL 식에다음과 같이몇몇수정을가하였다. - 이성분계시스템 (H 2 O-HI)

204 H 2 O 를성분 1, HI 를성분 2, Complex 를각각성분 3,4 라하면 NRTL model 의 몇몇항들은다음과같이표현된다. (3.2.45) - 삼성분계시스템 (HI-H 2 O-I 2 ) I 2 가포함되므로 I 2 는성분 5라고본다. 이계에서는 150 o C를기준으로 NRTL 모델의매개변수들이다르게표현되는데이는 150 o C가 HI 의임계점이기때문에그렇게한것으로추정한다. NRTL 모델은이론상임계점보다낮은조건에서적용될수있는데실제실험조건이 HI 의임계점보다높은온도에서이루어졌기때문에그런것이아닌가싶다. 150 이하에서는다음과같은식들이적용된다. (3.2.46) 150 이상에서는다음과같은식들이 NRTL model 에적용된다. (3.2.47) 각계들을해석하기위해사용하는매개변수들의값은 Table , , 에수록하였다

205 Table H 2 O-HI 계의 NRTL Model 의 매개변수 i j A ij B ij C ij D ij , , , , 성분 3과 4는 사실상 같은 동종 물질이므로 이 성분들 사이의 매개변수들은 모두 0 이 된다. Table H 2 O-HI-I 2 계의 NRTL 매개변수 ( T<150 ) i j A ij B ij C ij D ij , , , , , ,

206 Table H 2 O-HI-I 2 계의 NRTL 매개변수 ( T>150 ) i j A ij B ij C ij D ij , , , , , , ( 다 ) 기상 ( V ap or Phas e) 기상에서는액상이어떤계이냐에따라다른성분들이존재한다. 만일액상이 H 2 O-HI 혼합물이라면기상에도 H 2 O-HI 혼합물이존재하며이때의평형압력은 modified Raoult 의법칙에의해다음과같이표현할수있다. (3.2.48) P o H 2 O, P o HI 는각각 H 2 O 와 HI 의포화증기압력이며 HI 의증기압은 150 o C 를기준으 로각각다르게표현된다. 150 o C 이하에서의 HI 의증기압은다음과같다. (3.2.49) 150 o C 이상에서 HI 의증기압은다음과같이주어지는데 150 o C 가임계점이므로이 증기압은가상의증기압이된다

207 (3.2.50) 이성분계의 VLE 계산과정을 Fig 에나타내었다. Fig 이성분계시스템에서의 계산 흐름도 삼성분계 (HI-I 2 -H 2 O) 의경우기상에서는 H 2 가다음과같은반응을통해생성될수 도있다. 2HI H 2 + I 2 (3.2.51) HI 와 I 2 그리고 H 2 O 의압력은 modified Raoult 의법칙에따라얻어지고이값들을 통해서 H 2 의평형압력이계산된다전체압력은각성분들의분압을더한값이다. I 2 의포화증기압력은다음과같이표현된다. (3.2.52)

208 (3.2.53) 삼성분계의 VLE 를계산하는과정을 Fig 에나타내었다. Fig 기상반응존재하에서의계산흐름도 ( 라 ) 열역학 D B 코드의검증동일한실험결과를바탕으로 Neumann 모델의계산결과 [3.2.15] 를검증하기위하여동일한계산절차를도입하여전산모사를한결과, 출력된전압 (total pressure) 간의일치성을 Fig 을통하여확인할수있었다. Fig 는 HI-H 2 O계에대해서오차를비교한것이고 Fig 는 150 이하에서 HI-H 2 O-I 2 계에대해, Fig 은 150 이상에서 HI-H 2 O-I 2 계에대한오차를비교한것이다. 동일계산조건들에서 X축은 Neumann 의논문에실린오차들이고 Y축은본계산에서나타난

209 오차들인데대부분 45도선위에정열하고있는것을통해본계산방법이 Neumann 의모델과계산절차를충실히이행하고있었음을확인할수있었고여기에적용한열역학모델들의매개변수값들을 HI-H 2 O-I 2 3성분계에서의기체 -액체상평형해석에이용할수있을것으로판단하였다 Relative Error of P in this Work Relative Error of P in Literature [ ] 10 Fig HI-H 2 O 계의전압에대한문헌치와 계산치의오차비교 Relative Error of P in this Work Relative Error of P in Literature [ ] Fig HI-H 2 O-I 2 계의전압에대한문헌치와계산치의오차비교 (T<150 )

210 10 Relative Error of P in this Work Relative Error of P in Literature [ ] Fig HI-H 2 O-I 2 계의전압에대한문헌치와계산치의오차비교 (T>150 ) ( 마 ) 2 성분계의기체 - 액체상평형 2003년 GA가발표한 HI x 용액반응증류탑운전조건인 22 bar 에서의 HI-H 2 O, H 2 O-I 2, HI-I 2 2성분계들의기체 -액체평형관계와공비점 (Azeotrope) 의유무와위치그리고 HI-H 2 O-I 2 3성분계의기체 -액체평형관계와공비점의유무와위치를파악하기위하여앞에서적용한열역학모델의매개변수값들을이용하여 T-x-y 선도및 x-y선도를조사하였다. - HI-H 2 O 상평형 Fig 과 Fig 은 22 bar 에서의 HI-H 2 O 2성분계에서의기체 -액체상평형도이다. 그림에서보는바와같이 K의 HI 몰분율 에서공비점이존재함을예측할수있었으나 Belaissaoui 의모델을적용한경우에는 K의 HI 몰분율 0.13에서공비점이출현하였다 [3.2.13]. 한편 Belaissaoui 는 K에서기체 - 액체-액체상평형 (VLLE) 이두액상의 HI 평형조성 와 에서하나의 HI 기체평형조성 을발견한바있었으나 Neumann 의모델로계산한결과에서는 K에서두액상의 HI 평형조성 와 0.999에서 HI 기체의평형

211 조성 을발견하였다. 1.0 Mole fraction of HI in Vapor Mole fraction of HI in Liquid Fig bar 에서의 HI-H 2 O 계의 X-Y 선도 500 T (K) Liquid Phase Vapor Phase Mole fraction of HI Fig bar 에서의 HI-H 2 O 계의 T-X-Y 선도 - 22bar 에서의 H 2 O-I 2 계 22bar 의 H2O-I2 2 성분계에서의상평형관계도는 Fig 와 Fig 과같이

212 나타났다. 본 계에서는 공비점이 VLLE를 나타내는 K에서의 두 액상의 평형 조성 물의 몰분율 , 에서 기상의 평형조성은 를 나타냈는데 Belaissaoui 는 K, H 2 O= 에서 공비혼합물이 생성된다고 예측한 바 있 다. 1.0 Mole fraction of H 2 O in vapor phase Mole fraction of H 2 O in liquid phase Fig bar 에서의 H 2 O-I 2 계의 X-Y 선도 Temperature (K) Liquid Phase Vapor Phase Col 5 vs Col 6 Col 5 vs Col 7 Col 6 vs Col 7 Col 8 vs Col 9 Liquid Phase 2 Liquid Phase 1 Vapor Phase Mole fraction of H 2 O Fig bar 에서의 H 2 O-I 2 계의 T-X-Y 선도

213 - 22bar 에서의 HI-I 2 계 Fig 은 22bar 에서의 HI-I 2 2성분계의상평형관계도를나타낸것이다. Fig 에서는마치 VLLE가없는것처럼보이지만 HI 의고농도영역을확대하면 Fig 과같이 346K 근처에서 VLLE가존재함을확인할수있다. 1.0 Mole fraction of HI in Vapor Mole fraction of HI in Liquid Fig bar 에서의 HI-I 2 계의 X-Y 선도 Liquid Phase Vapor Phase Temperature (K) Mole fraction of HI Fig bar 에서 HI-I 2 계의 T-X-Y 선도

214 Liquid Phase Vapor Phase Temperature (K) Liquid Phase 1 Vapor Phase Liquid Phase Mole fraction of HI Fig bar 에서 HI-I 2 계의확장된 T-X-Y선도 이때의 VLLE 평형조성을 살펴보면 2액상의 평형조성이 HI 몰분율 과 에서 기상의 HI 평형조성은 를 나타내고 있음을 확인하였다. Belassaoui 의 연구에서도 K에서 Hetero-azeotrope의 형성을 발표한 바 있 다.[3.2.13] ( 바 ) 3 성분계의기체 - 액체상평형 3성분계의공비혼합물의물성을잘이해하기위해사용되는방법으로 Residual Map 이있다. 이방법은용기에주입된초기조성의물질을단순증류시켰을때시간에따라변하는평형상태의액체 Residue 의조성을추적함으로만들어진다. 먼저 HI-H 2 O-I 2 계에대해기상에서수소분해반응이존재하지않는다는가정하에서 Residual Curve를 Matlab 으로구현하였을때 Fig 와같이나타났으며본그림에서화살표는시간이경과함에따라액상의조성이변하는방향을보여준다

215 Fig 기상반응이없는조건하에서의 Residual Curve 22bar 의 조건에서 HI-H 2 O-I 2 3성분 계의 기체 -액체 평형관계를 요오드의 농도를 매개변수로 하여 몇가지 경우에 대하여 살펴보았을 때 Fig 과 같이 나 타났다. Fig 는 요오드의 몰분율을 0.3으로 고정하고 계산한 경우로서 공비점이 의 HI 몰분율에서 나타났고 Fig 은 요오드의 몰분율을 0.39로 고정하였 을 때 나타난 기체 -액체 상평형도로서 HI 몰분율 에서 공비점이 형성되고 있 음을 확인하였다. 또한 요오드의 몰분율을 0.5까지 확장하여 살펴보았을 때 공비점 의 출현이 의 HI 몰분율에서 나타남을 Fig 에서 확인함으로써 HI-H 2 O-I 2 3성분 계에서의 HI-H 2 O간 공비점은 요오드의 농도가 증가할수록 낮은 HI 농도에서 공비점이 출현함을 발견할 수 있었다. 이러한 경향은 H. Engels 와 K. F. Knoche의 실험식과도 일치한다.[3.2.18]

216 Fig bar, xi 2 =0.3 에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T-X-Y 선도 Fig bar, xi 2 =0.39 에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T-X-Y 선도

217 Fig bar, xi 2 =0.5 에서 HI-H 2 O-I 2 계의 T-X-Y 선도 ( 3 ) HI 용액증류장치의동특성해석모델 ( 가 ) 열물성데이타증류공정모사에필요한열역학적인성질들로는평형상수와엔탈피가있으며엔탈피는증발잠열과정압비열에서구할수있다. 이러한자료들은여러물성데이터베이스에서얻을수있는데본연구에서는 Aspen Plus 11[3.2.20] 에서제시하는자료들을통해이러한물성들을얻었다. - 비열이상기체의열용량은기체의온도에따른엔탈피변화를구하는데사용된다. 기준상태를 25 1기압으로본다면어떤온도 T에서의엔탈피변화량은다음과같이계산된다. ΔH = T( K) (K) C ig P dt (J/mol) (3.2.54) C P ig 는온도의함수로서여러형태를가지는데여기서는 6 차의다항식으로표현한 다

218 C ig P (J/mol/K)=C 1 +C 2 T+C 3 T 2 +C 4 T 3 +C 5 T 4 +C 6 T 5 (3.2.55) 각성분들에해당하는값들은 Table 에있다. Table Coefficient of ideal heat gas constant Species H 2 O HI I 2 C C E E E-4 C E E E-6 C E E E-10 C E C E Lower limit of T( ) Upper limit of T( ) 증발잠열 증발잠열 (Heat of vaporization) 은온도에따라다른값을가지며여러상관식이 존재한다. 여기서는 Watson equation 을통해얻었으며다음과같은형태를지닌다. ΔH vap Tc- T = D 1 ( Tc- D 2 ) D 3 T min < T<T C (3.2.56) 각성분들의임계온도와각각의계수들은 Table 에있다. Table Coefficients of Watson Equation for species Species H 2 O HI I 2 D D D Tc( ) Low limit of T( )

219 Fig Heat of vaporization of H 2 O, HI and I 2 Fig 에서보듯이 I 2 는 113 이하에서고체로존재하므로 100 근처에서의증발잠열값은존재하지않는다. HI 역시임계온도가 이므로그이상의온도에서는증발잠열값이존재하지않는다. - 액체및기체의엔탈피이상기체의열용량과증발잠열을알고각물질의생성엔탈피 (Heat of vaporization) 이주어졌다면기상과액상의엔탈피는다음과같은관계식에의해구할수있다. 기체상태의엔탈피는다음과같다. H V i (kcal/mol)=h f i+δh = H f i+ T( K) (K) 1000 C ig P dt (3.2.57) 우측의항을 1000으로나누는이유는 ideal heat gas capacity 의단위가 J/mol 이므로 kj/mol 로바꾸기위함이다. 각성분의생성엔탈피 (H f ) 는다음과같다. H 2 O는 -57.8kJ/mol, HI 는 6.3kJ/mol 그리고 I 2 는 kJ/mol 의값을가진다. Fig 에각성분의기상에서의엔탈피값을나타내었다. 액체상태의엔탈피는기체상태의엔탈피에서증발잠열을빼주면된다. H L i (kcal/mol)=h V i -ΔH vap i (3.2.58)

220 Fig 기상에서의각성분들의엔탈피 ( 나 ) A S PE N p lus 에서발췌한증류장치정보증류공정을동적으로모사하기위해서는탑 (Tower) 의수력학적정보들 (Hydraulic data) 이필요하다. 탑내부에는액체와기체의흐름들이존재하는데이러한흐름들의체류시간및유속은각단 (Tray) 의기하학적인구조에영향을받는다. 동적증류공정의모델링에필요한정보들중에제일중요한것은각단의체류량 (Holdup) 이다. 액체나기체흐름이각단에얼마나그리고어느정도머무를수있는지를보여주기때문에보유량에대한정확한정보는동적공정모사를위해필요하다. 보유량은다음과같은식을통해얻어진다. M i = A i ρ(x j,t)(h w +h ow ) (3.2.59) 여기서 A i 는단의유효면적이고 ρ(x i,t) 는액체혼합물의밀도이며 h w 는 weir height( mm ) 그리고 h ow 은 height of crest ov er weir( mm) 이다. A i 는실제면적에효율 (effectiveness) 를곱해얻어지는면적이다. 본연구에서는공정모사기에서제시하는값들로 0.9를가정하였다. 각단의면적을 d i 라하면 A i 는다음과같다. A i =0.9 πd 2 i/4 (3.2.60)

221 밀도는각단에존재하는액체혼합물의밀도로서온도와액상의조성에영향을받 는다. 혼합물의밀도는순수성분의밀도에조성을곱한평균값으로얻어지기도하 지만본연구에서는다음과같은식을통해얻었다. 1 ρ mix = x H 2 O ρ + x HI H 2 ρ + x I 2 O HI ρ (3.2.61) I 2 x는각성분들의몰조성 (mole fraction) 이다. 순수성분들의밀도들은온도에도영향을받지만여기서는온도의존성을무시하고 Aspen Plus 에서제시한값을사용하였다. ρ H2O = kmol/m 3, ρ HI = kmol/m 3, ρ I2 = kmol/m 3 의값을가진다. 각단의액체들은 Fig 과같이각단의 Weir 라는부분에일정시간체류한다. h ow Weir Weir h w Fig Weir in plate 이러한 Weir 의기하학적인정보가필요한데이값들은정상상태의값들을통해추산할수있다. 본연구에서는 ASPEN Plus에있는 Tray Sizing이라는기능을이용하여이러한정보를얻고자하였다. 열역학적모델로 ASPEN사에서개발한 Electrolyte NRTL 을이용하였다

222 Fig 단과 7 단사이에대한 Tray sizing 결과 Fig 단과 9 단사이에대한 Tray sizing 결과 정상상태결과 8 단과 9 단사이의액체유량들은 2 단과 7 단사이의액체유량들 의 20 배에해당하는값을가짐을관찰하였다. 따라서 2 단과 7 단사이의단의직경 및다른수력학적값들은 8 단과 9 단사이의값들과다른값들을가져야한다고간주 하고각각다르게 Tray sizing 을수행했을때위와같은결과를얻을수있었다. 식 (3.2.60) 에서필요한각단의직경은위의자료를통해얻어진다. 각단과각단의 간격 (Spacing) 은 0.609m 로가정했으며이때의 Weir height(h w ) 는 Hysis 에서제시 하는 m 라는값을가진다. h ow 는 Weir 의형태에따라다른상관식 (Correlation) 을가지는데원형타입일때는다음과같이액체유속의흐름과 Weir diameter(d w ) 의함수로나타낼수있다. h ow = 44300( q d w ) (3.2.62) 여기서 q 는 liquid flow rate 로 m 3 /s 의단위를가지며 d w 는 mm 의값을가진다. 부피유속은몰유속과밀도를통해얻을수있다. Weir diameter 에대한값은주어 지지않아서 Weir length 를 4 로나눈값으로얻었다. ( 다 ) 계산알고리즘설정

223 기본적인계산알고리즘은황산농축공정의시뮬레이션에서사용한방법과동일하다. 단지황산농축공정이 2성분계로다루어진것과달리 HI 농축공정은 H 2 O, HI 및 I 2 로구성된 3 성분계의농축공정이며농도변화를모사하기더복잡하며자유도가 3이된다. 황산농축과같이각단에기체 -액체의물질및열평형에도달하는시간은 0이고, 기체가단사이를이동하는시간은 0이며, 증류과정에서물질및열손실은없다고가정하였다. 알고리즘은 Fig 에제시하였고, 변수및함수에대한설명은 Table 에제시하였다. 여기서채택한증류에대한동특성해석의기본개념은다음과같다. 입력물질 (feeding) 의하부라인 (bottom line) 으로물질량및농도에아무런변화없이흘러가는상태에서재비기가가동하는것을초기상태로잡았다. 이초기상태에서재비기에가한열에의해서물질이데워져비등점에도달하고, 남은열에의해서기체가발생하는것으로모사하였다. 여기서발생한기체는상승하여최하단의액체를만나서물질량과열량의교환을통하여액체를데워서이액체가비등점에도달하고, 이어새로운기체가발생한다. 이기체는바로상단에접근하여동일한과정을반복하여, 최상단에접근한다. 최상단에서발생한기체는배관을통해외부로배출된다. 이과정을보간법과반복법 (iteration) 을적용하여모사하는알고리즘을설정하였다

224 Initial C ondition F eeding s tage or b elow A b ov e s tage X k i =X k f M i (ΔtL i )=M f (ΔtL f ) t i =t f, rflx X k i =X k f t i =condense r temperature M i, W i (ΔtV i ), Y i 0 i =0 i = i+1 i-stage j =0 j = j+1 t b, y k i(j) =glb( P, x k i) Q REQ = q 1 +q 2 +q 3 Energy Balance M i (j) =M f +M i +1 +W i -1 -W i Mass Balance X k i ( j) = [ hx k i +(M f X k f + M i +1 X k i+1-m i X k i)+(w i -1 Y k i -1-W i (j)y k i (j))] h M i = M i (j), X k i = X k i ( j), W i = W i (j), Y k i = Y k i (j) No j r Yes i N No Yes Next Iteration Step Fig Flow chart for a simulation of HI-H 2 O-I 2 distillation

225 Table Description of variables and functions in Fig Variab le or F unction Nam e Description superscript k k=1 : H 2 O, k=2 : HI, k=3 : I 2 X k i Liquid concentration at i-stage M i (ΔtL i ) Liquid Flow amount(flow rate for Δ t ) at i-stage X k f Feeding stage liquid concentration M f (ΔtL f ) Feeding stage liquid flow amount(flow rate for Δ t ) ΔH(t 1, t 2, X 1 ) Enthalp y for increasing temp erature from t 1 to t 2 at the X 1 concentration λ i Latent heat at i-s tage Y k i, W i (ΔtV i ) Y k i-1, W i -1 ( ΔtV i -1 ) Vapor concentration and am ount(flow rate for Δt ) going out of i-stage Vapor concentration and am ount(flow rate for Δt ) coming to i-stage from i-1-storage M i (j), X i (j), W i (j), Y i (j) M i, X i, W i, Y i at the j-th iteration P Press ure in the distillation column h Holdup in each stage or reboiler capacity ΔH REQ Enthalpy required to increase the stage temperature up to the b oiling p oint ΔH SUP Enthalp y sup p lied Temperatures in i-stage and feeding and boiling t i, t f, t b point, respectively

226 ( 라 ) 프로그램개발앞에서설명한알고리즘을기반으로, HI 기체의농도를높여주는증류기 (Distillation column) 를모사하여반응이진행되는과정의동특성을분석할수있는코드로개발했다. 단 (stage) 의수, 주입되는요오드산의양과농도, 재비기의열부하량, 회수율이주어지면, 탑상부생성물의양과농도, 탑저생성물의양및농도를계산할수있게프로그래밍되었다. 또한각반복단계마다자체적으로물질량과열량이수렴해가는것을모니터링할수있는루틴이포함되었다. ( 마 ) 계산결과및분석 Table 에는 HI 용액증류공정에대한전산모의결과를종합적으로제시하고있다. 9단의증류탑을대상으로계산하였으며, 응축기의온도는 250 o C로가정하고, 전체응축을하고, 순환비 (reflux ratio) 를 0.01로가정하였다. Fig 는재비기에서흘러나가는용액의온도가정상상태에접근해가는경향을살펴보았다. 1 시간이전에정상상태에도달하는것으로나타났다. Fig 는증류탑상부와하부에서의유출액의정상상태수렴과정을보여주고있고, Fig 은각성분별농도의수렴과정을보여주고있다. Table D ynamic calculation res ult converged to the s teady s tate

227 264 Temperature in the Bottom Line( o C) Progressing Time (sec) Fig Temperature in the bottom line as a function of the progressing tim e at 22 bar Top product Total Flow Rate (Mole) Bottom product Progressing Time (sec) Fig Total flow rate in the bottom and distillate line as a function of the progressing time

228 0.8 H 2 O top product 0.6 Total Flow Rate (Mole/s) HI bottom product H 2 O bottom product I 2 bottom product HI top product 0.0 I 2 top product Progressing Time (s) Fig Flow rate of each component as a function of the progressing time ( 4 ) 맺는말 SI 열화학적수소생산공정중 HI 용액농축 / 분해단위공정을구성하는 HI-H 2 O-I 2 3성분화학계에대한기체 -액체상평형 (VLE) 을 Neumann 에의해제시된 HI 해리모델과 NRTL 매개변수를사용하여추적검증계산하였다. 동일조건에서의전압 (total pressure) 측정실험값을기준으로한 Neumann 의계산오차와본계산에서의오차들을일대일대응시킨결과, 일반적으로수용할수있는범위내에서 45도선위에가지런히정열하고있음을확인함으로써비교적신뢰할수있는 2성분및 3성분계의 VLE 화학평형 DB체계를갖추었다고판단하나향상된실험값들이신규발표되면지속적인매개변수의확인과수정의필요성이요구된다. 또한현재까지 HI 농축공정의모사에적합한지배방정식과알고리즘을도출한후, 이를기반으로 HI 농축증류탑에대한동특성해석프로그램을개발하였다. 정상상태로수렴해가는것을확인함으로써, 이프로그램을 HI 농축공정의동특성전산모사에활용하는데큰문제가없을것으로판단하지만향후고농도의 HI 기체를얻기위한부분응축기에대한모사가필요할것으로생각한다

229 3. E E D - S I 열화학공정효율평가 가. 개요 에너지원으로초고온가스로 (VHTR) 의냉각재인 He 가스의약 950 이상의고온열을이용하여물을분해하여수소를생산하는열화학적수소제조황-요오드 (SI) 공정은 1970년대중반미국제너럴아토믹사 (GA) 연구진에의해연구되었으며 1982년에발표된자료에의하면다음의 3종화학반응들로구성된다.[3.2.21] 2H 2O + I 2 + SO 2 = 2HI + H 2SO 4 (Bunsen Reaction, 약 100, 발열반응 ) (3.2.63) 2HI = H 2 + I 2 (200~500, 흡열반응 ) (3.2.64) H 2 SO 4 = H 2 O + SO O 2 ( 약 850, 흡열반응 ) (3.2.65) 분젠반응이라 불리는 식 (3.2.63) 은 발열반응이며 식 (3.2.65) 의 황산분해 반응은 400~500 에서 H 2 O와 SO 3 으로 1차분해 된 후, 분해된 SO 3 가 약 800 이상에서 고 체 촉매반응에 의해 SO 2 와 O 2 로 2차분해 된다. 식 (3.2.64) 의 요오드화수소 (HI) 분해 반응은 기체상태에서의 고체 촉매반응 혹은 액체상태에서의 균질 촉매반응으로 진 행된다. 3종의 화학반응들로 구성된 SI공정을 화학반응 참여 물질들의 흐름을 기준으로 도식적 표현을 하면 Fig 과 같다.[3.2.22] Fig 화학반응식을기준으로한 SI 공정개념도 이후일본의 JAEA( 구 JAERI) 와독일의아헨공대에서도 SI공정에대한연구를수행하였으며상호간의연구차이점은 Fig 의 Section 3에포함된 HI x 용액의농축과정에서볼수있다. 미국의 GA사는인산을이용한추출증류 (extractive dsitillation) 방법을제안한바있고 [3.2.21], 독일아헨공과대학은고압반응증류 (reactive dsitillation) 방법을제안하였으며 [3.2.23] 일본의 JAEA와한국의에너지

230 기술연구원은전기투석법에의한 1차농축후증류법에의한 2차농축법을제안하고있다.[3.2.24, ] 2003년 GA사는아헨공과대학이제안한고압반응증류법을 Section 3의 HI x 용액농축과 HI 의촉매분해단계에적용시킨새로운공정도를발표한바있는데 Fig Fig 와같다.[3.2.21] GA사의분젠반응은 HI x 용액중에포함된요오드와황산분해공정으로부터공급된 SO 2 및동시에유입되는물에의해요오드산과황산이생성된다. 이반응에서는요오드를적절하게과잉으로투입함으로써반응식 (3.2.63) 의정방향진행을도모할뿐만아니라황산상과요오드산상이상호분리될수있도록비혼화성 (ImmSIcibility) 을유발한다. 이반응은약간의발열반응으로반응온도는 120 이하이다. 분젠반응기에서배출된용액은상분리기에서 HI/I 2 /H 2 O가주구성성분인중질상 ( Heav y p hase) 과 H 2 SO 4 /H 2 O가주구성성분인경질상 (Light phase) 으로상호분리된다. 상분리기에서배출되는경질상의황산 : 물몰농도비는약 1:5정도이며이것이제2의분젠반응기라할수있는황산부스터반응기를거치는동안 1:4정도로최종증가되어 Section 2로주입된다. 한편중질상은 Section 2의황산분해반응기에서생성된산소기체를이용하여기- 액접촉시킴으로써중질상내부에잔존하는이산화황을기화시키고이로인해발생되는화학평형의교란이용액내잔존하는황산의분해반응을도모함으로써 HIx 용액내황산농도를최소화하는단계를거친후 Section 3로주입되며본유체의 HI:I 2 :H 2 O 몰농도비는약 1:4:5를유지토록설계되어있다. Fig GA 사의 SI 공정 -Section 1 분젠반응단위공정도 Fig 에서보는바와같이약 57wt% 의황산용액이소량의 SO 2 를포함한형 태로 Section 2 의황산용액농축장치로공급된다. 본단위공정내부에는열회수용 열교환기 (Recuperator) 를많이설치하여열이용효율을극대화시켰으며 4 단계의플

231 래시드럼과 3단계의감압플래시증발기그리고최종적으로감압다단증류탑을거치면서황산의농도를 98wt% 까지농축시키고약 7.6kg/cm 2 G로승압되어황산증발기에서기화되며, 일부기화된황산기체가 SO 3 와물로분해되고, SO 3 분해기에의해최종적으로 SO 2, 산소로재분해되도록공정이구성되어있다. Fig 는 1982년 GA발표에서소개한바있는인산을추출용매로사용한 HI x 용액농축기술을배제하고독일에서제안한고압반응증류기술을채택한 HI x 용액농축 / 분해공정을 Section 3 단위공정으로재구성한 GA사의설계도면이다. Fig 에서보는바와같이 Section 3 단위공정은 3개의열회수용열교환기와하나의고압반응증류탑, 수소기체세정탑, 그리고 HI/I 2 /H 2 O 상분리기로구성되어있으며외부로부터물의공급은 Section 3의수소세정탑의세정액으로주입되는것을특징으로하고있다. 이상의 GA사 SI공정흐름도를모체로본연구에서는현재한국에서채택코자하는전기투석장치와 HI 멤브레인분해반응기를 Section 3의대표장치로하는 EED-SI 공정에대한수소생산열효율평가를시행함에있어, 황산용액농축장치와 HI 용액농축장치그리고 HI 열분해장치의특성을컴퓨터모사를통하여예비조사하고이결과를바탕으로 GA사가발표한 Section 2 및 3의단위공정흐름도를일부변형, 제안하고있다. Fig GA 사의 SI 공정 -Section 2 황산용액농축 / 분해단위공정도

232 Fig GA 사의 SI 공정 -Section 3 HIx 용액농축 / 분해단위공정 나. HI 용액농축을위한전기투석 ( E E D ) 분젠반응을 거친 후, 상 분리된 HI x 용액내 HI 몰분율은 약 0.1의 값으로 HI x 용액 증발농축기의 운전압력을 GA사에서 제시하고 있는 22기압과 그 때의 요오드 몰분 율을 0.39라 가정했을 때, 공비점에 해당하는 값으로 HI x 용액의 원활한 농축을 위해 서는 공비점을 극복할 수 있는 선행 조치가 필요하다. 이러한 문제를 해결하기 위 하여 2003년에 황 [3.2.27] 등은 전기투석방법을 제안한 바 있다. 황 등이 제시한 전 기투석에 의한 요오드산용액 농축원리를 살펴보면, 수소이온을 선택적으로 투과시 킬 수 있는 고분자 멤브레인을 격막으로 하여 산화반응실 (anode chamber) 과 환원 반응실 (cathode chamber) 이 있다. 이때 외부에서 적정 전압을 두 전극에 걸어주면 산화반응실의 수소이온이 환원반응실로 멤브레인을 통하여 이동하고 두 전극에서는 요오드의 산화 / 환원 반응이 일어나는데 산화반응실에서는 요오드 음이온이 산화되 어 수소이온 결핍에 따른 양 / 음 이온간 이온수를 맞추게 되고 환원반응실에서는 과 잉의 수소이온으로 인한 음이온의 부족수를 요오드의 환원반응으로 환원반응실내의 양 / 음 이온수를 맞추게 함으로써 환원반응실에서는 궁극적으로 용액내 HI 의 농도가 증가하고 이와는 반대로 산화반응실에서는 용액내 HI 의 농도가 감소하는 결과를 초 래한다. 2005년 M. Nomura 등에 의해 보고된 HI 용액 농축용 전기투석 장치의 특징을 살 펴보면 다음과 같다.[3.2.28] SI공정 전체 열효율에 대한 HI 용액의 전기투석 농축효 과를 조사한 결과에서 12.5 mol HI/kg H 2 O까지는 전기투석에 의해 HI 용액을 농축 시키면 전체 열효율이 증가하는 방향으로 작용하다가 그 이상의 농도영역까지 지속 적으로 전기투석을 적용하면 전체 효율을 감소시키는 방향으로 작용한다고 보고하 면서 이 농도까지는 전기투석을 이용하여 농축하고 그 이상의 농축은 증발농축기를 사용하는 것이 바람직함을 권장하고 있다. 이들의 결과와 Fig 의 실험장치도

233 에서우리는짐작할수있는것이환원반응실과산화반응실사이의 HI 농도차를유념할필요성이있으며분젠반응에서배출되는 HI 용액의농도가약 10.5 mol HI/ kg H 2 O임을감안할때 4 mol 이상의 HI 농도차가두실에서발생하면수소생산공정전체열효율에나쁜영향을줄것이라는예고이기도하다. 또한전압대비전류밀도관찰에서용액내의요오드농도영향을 [I 2 ]/[HI] 몰농비 0.5에서 1.5사이에서조사한결과, 전류밀도에미치는영향이거의없음을발표하고있다. Fig HI용액 전기투석 농축실험 장치도 다. HI 용액다단증류장치특성 전기투석을거친농축된 HI 용액을추가농축시키고 HI 분해반응기로주입시키기위한 HI/ 수증기혼합기체를얻기위하여 HI 용액다단증류장치를고려할수있다. HI-H 2 O-I 2 3성분계로구성된 HI 용액을증발농축시킬때우선상대휘발도를조사함으로써다단증류장치에서의정류부 (rectifying section) 에서의농축물질과탑저제품 (bottom product) 에서의농축물질을예측할수있고다단증류탑의효과를미리짐작할수있다. 일반적으로상대휘발도는구성물질들의증기압곡선을상호비교함으로써간접예측할수있는데 Fig 의 3성분간증기압을기초로할때, 정류부에서는 HI 가농축될것이고탈거부 (stripping section) 에서는요오드가농축될것으로예견된다

234 Fig Aspen Plus 11.1 내장 DIPPR Correlation 에의한 물, 요오드산, 요오드의증기압곡선 HI 용액다단증류탑의특성을조사하기위하여전기투석장치에서배출되는 12.5 mol HI/kg H 2 O까지선농축된용액을주입용액으로하는다단증류탑에서의탑상부제품과탑저제품, 그리고재비기와응축기에서의열공급량과냉각량의상호관계를 Matlab 과 Fortran 프로그램을이용하여정상상태에서전산모사하였다. 본프로그램에서 HI-H 2 O-I 2 3성분계의기- 액상평형 DB가요구되는데본연구팀에서준비한바있는 Calculation Note No. NHDD-KA06-HP-004를이용하였다.[3.2.29] ( 1 ) 미반응물의증류탑내순환형시스템 Fig 과같이미반응물의증류탑내순환형시스템에대한특성을조사하였다. Fig 에서보는바와같이다단증류탑상부의 HI/ 수증기혼합기체를 HI 분해반응온도까지가열시킨후 HI 분해촉매가코팅또는충전된멤브레인반응기로주입하여 HI 를분해시키고멤브레인을이용하여수소를선택적으로분리하며나머지혼합기체는응축시킨후다단증류탑으로순환시키는모델에대한운전특성을전산모사해보았다

235 Fig 미반응물의증류탑내순환형 HI 용액농축 / 분해시스템 전산모사입력조건으로증류탑의압력은 22기압, 주입용액의온도와유량은 535 K와 kmol/h(hi : I 2 : H 2 O 몰조성비 =0.116 : : 0.516), 재비기의가열속도는 1.475x10 6 kcal/h 로하였으며 HI 분해반응기인멤브레인반응기에서의 HI 분해율을 3% 에서부터점진적으로증가시켜분해율의증가로인한응축순환수농도가공비점을유발시키거나아니면공비점보다낮은 HI 농도를형성하여비정상운전이발견되는지여부를조사한결과, 분해율을 20% 적용한시점부터공비점의문제가대두되어본시스템의 SI공정적용이불가함을발견하였다. ( 2 ) 미반응물의증류탑내비순환형시스템 미반응물의증류탑내순환시스템의문제점을해소하기위하여 HI 용액다단증발 농축시스템을 Fig 과같이그기능을 HI 용액을농축하고 HI/ 수증기혼합기 체만을생성시키는모델로국한하여특성을조사하였다

236 Fig 미반응물의증류탑내비순환형 HI 용액 농축시스템 전산모사입력조건으로증류탑의압력은 22기압, 주입용액의온도와유량은 535 K 와 kmol/h(hi : I 2 : H 2 O 몰조성비 =0.116 : : 0.516), 재비기의가열속도최적화를위하여 1.3x10 6 kcal/h 로부터점진적으로축소시켜수렴이가능한범위까지조사를하였다. 본시스템에서채택하고있는탑상부의응축기는부분응축기를채택하였으며부분응축기의냉각부하는후속으로연결되는 HI 분해용멤브레인반응기의 HI 분해능이최대 60% 까지가능함을제시한일본의 Nomura 발표자료를고려하여수소 1 kmol/h가얻어지는조건을만족하는부분응축기가자동설정되도록전산모사하였다. Table 은재비기에서의가열속도를달리하면서 HI 용액다단증발기의정상상태거동을살펴본결과이다. 본결과에서보는바와같이재비기의가열속도를증가시키면탑상부의응축기에서의냉각부하가증가되어열손실의염려가있고가열속도를낮추어가면응축기에서배출되는혼합기체성분중요오드의비중이증가하여후속공정인 HI 분해장치의성능에나쁜영향을줄수있다. 달리말하면 SI 공정의열효율관점에서는재비기의가열속도를최소화하는것이바람직하나이경우후속공정인 HI 분해공정에서요오드의증가문제를해소할수있는여유가갖추

237 어져야함을의미한다. Table 재비기의가열속도에따른 HI 용액다단증발기거동 QH = 1.3E6 Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+003 Condenser Duty = e+003 QH = 1.0E6Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+003 Condenser Duty = e+002 QH = 0.7E6Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+002 Condenser Duty = e

238 QH = 0.3E6Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+002 Condenser Duty = e+002 QH = 0.11E6Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+002 Condenser Duty = e+001 QH = 0.087E6Kcal/hr 일때 ====================================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 o C kmol/hr kmol/hr ====================================================================================================================== ====================================================================================================================== D B V2 Reflux Boilup RR ===================================================================== Reboiler Duty = e+001 Condenser Duty = e+001 또다른한편으로는 HI 분해멤브레인의운전여유도가혼합기체내수증기의함량에아주경직성을요구하는경우를대비하여고순도의 HI 혼합기체 (95 mol% 이상의 HI 함량 ) 가다단증발기운전에서얻어질수있을것인가를조사하였다

239 Table 고순도의 HI 혼합기체를얻기위한 HI 용액다단증발기거동조사 Feed : [H2O : HI : I2 = 0.516:0.116:0.368], Reboiler Duty = e+06kcal/h, Condenser Duty = e+06kcal/h ============================================================================================================= No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 ( o C) (kmol/hr) (kmol/hr) ============================================================================================================= ============================================================================================================== Feed : [H2O : HI : I2 = ], Reboiler Duty = e+06kcal/h, Condenser Duty = e+06kcal/h ============================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 ( o C) (kmol/hr) (kmol/hr) ============================================================================================================== ============================================================================================================== Feed : [H2O : HI : I2 = 0.516:0.116:0.368], Reboiler Duty = e+06kcal/h, Condenser Duty = e+06kcal/h ============================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 ( o C) (kmol/hr) (kmol/hr) ============================================================================================================== ============================================================================================================== Feed : [H2O : HI : I2 = 0.516:0.116:0.368], Reboiler Duty = e+06kcal/h, Condenser Duty = e+06kcal/h ============================================================================================================== No. Liquid composition, % Vapor composition, % Temp. L V H2O HI I2 H2O HI I2 ( o C) (kmol/hr) (kmol/hr) ============================================================================================================== ===============================================================================================================

240 Table 에서보는바와같이주입용액의농도를증가시키는것도탑상부에서얻어지는혼합기체중 HI 의농도를높일수있는방법이될수도있겠으나이경우전공정인전기투석장치에서의전기에너지소모를가중시켜전체적인 SI공정열효율을떨어뜨릴수있다. 또다른방법으로는재비기의가열속도를증가시키는대신응축기에서의응축부하를크게하는방법으로보다쉽게고순도의 HI 혼합기체를얻을수도있겠으나이경우에는응축기에서의열회수와재이용문제가관건이라할수있겠다. 라. 멤브레인 HI 분해반응기특성 멤브레인 HI 분해반응기는 HI 를분해시키기위한촉매층과분해반응으로부터생성된수소를분리해내는멤브레인막분리기 2개로구성되어있다. 촉매층과멤브레인은다층구조의일체형일수도있고분리되어있을수도있겠으나반응기해석관점에서는동일한모델을 Fig 와같이계단식으로반응기를체결한직렬모듈을생각할수있다. Fig 멤브레인 HI 분해반응기직렬모듈

241 요오드화수소분해반응에대한열역학특성값과평형값을계산하면 Fig 및 Fig 과같으며나타난양의표준반응깁스에너지값으로부터분해반응이어렵게진행될것이라고예측이되고있으나다행스러운것은반응온도의증가에따라분해반응평형값이미약하나마증가하고있다는현상이다. Fig HI=H 2 +I 2 분해반응의엔탈피및깁스에너지 Fig HI=H 2 +I 2 분해반응평형값 Fig 의모델식을바탕으로 60% 의요오드화수소분해반응이이룩되어목 적으로하는수소를얻기위하여몇단계의멤브레인 HI 분해반응기로구성된모듈

242 을채택해야할것인가를조사하기위하여초기주입되는기체의조성을 3.4몰의요오드화수소만이공급되고멤브레인의수소투과율 (k h ) 은 90% 이며멤브레인을통하여수소와함께딸려가는요오드화수소와요오드의상대투과율 ( 盼 HI 및盼 I) 은수소투과량대비 5/10,000로가정하여운전온도 450 o C(K=0.0187) 와 500 o C(K=0.0214) 에서전산모사를실시한결과 Table 및 Table 와같은결과를얻었다. 아래표에서보는바와같이 90% 의수소회수율과수소투과율대비 5/10,000의 HI 및 I 2 상대투과율성능을유지하는멤브레인시스템을갖추었다하드라도 Nomura 가언급한 60% 의 HI 분해율을달성하기위해서는 450 o C 운전온도에서는 11단의멤브레인캐스케이드가필요하고 500 o C의운전온도에서는 10단의멤브레인캐스케이드가각각필요할것으로예측되었다. Table o C 에서의 HI 분해반응 Stage HI(s)[mol] H 2(s)[mol] I 2(s)[mol] HI(d)[mol] H 2(d)[mol] I 2(d)[mol] e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e Total 5.14e e-004 Table o C 에서의 HI 분해반응 stage HI(s)[mol] H 2(s)[mol] I 2(s)[mol] HI(d)[mol] H 2(d)[mol] I 2(d)[mol] e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e Total 5.01e e

243 마. 황산용액다단증류장치특성 개요의 Fig 에서언급한바와같이 SI공정-Section 2 황산용액농축및분해공정은크게나누어황산용액을농축하는단계와농축된황산용액을기화시키는단계, 기화된황산을 1차분해하는단계, 그리고황산의 1차분해생성물인삼산화황을고온 / 고압하에서촉매분해시키는최종단계로구성된다. 본절에서는 GA사가 2003년에제시한황산용액농축을위하여제시한 4단계의플래시드럼과 3단계의감압플래시증발기그리고최종적으로감압다단증류탑의운전으로 Fig 의공정라인 202의 62.8 무게 %(23.7 mol%) 황산용액을공정라인 231의 98 무게 %(90.2 mol%) 까지농축시키고자하는일련의시도를황산용액다단증류장치특성조사를통하여 Section 2공정에서의복잡한황산용액농축단계를단순화시키고자하였다. 설정한황산용액다단증류장치모델은 Fig 와같으며본모델에대한특성해석은 Fortran 언어를사용하여본연구팀에서개발한컴퓨터코드 [3.2.30] 를이용하였고본코드에서요구하는 H 2 SO 4 -H 2 O 2성분계의기- 액상평형 DB는본연구팀에서별도로준비한상평형 DB[3.2.31] 를활용하였다. Fig 황산용액다단증류장치모델 물 - 황산 2 성분계의증류에서는물의휘발도가황산보다크기때문에물을주성분 으로하는탑상부의생성물이형성되고탑하부에서는농축된황산용액이얻어진다

244 Fig 를모델로하여물-황산 2성분계의농축과정에서주입용액의조성을물 39.1 무게 %(77.7 mol%) 로하고 0.13 bar 의운전압력에서 0단에서부터 20단의이론단수를구비한다단증발농축기에서최상단으로주입하고환류비 (R D ) 를 1/1,000 로하고재비기의가열속도를 Q r =7.6ⅹ10 4 kcal/h 로하였을때, 탑내부에설치된단 (stage) 수의영향을조사한결과, Fig 과같은결과를얻었으며이로부터물-황산 2성분계의다단증발농축기의특성으로 3단이상의이론단형성은황산용액의증발농축에크게영향을주지못하고있음을확인하였으며 2단의다단증발농축기가가장효율적일것이라고예측되었다 Weight fraction of water top product bottom product Number of stages Fig 물 - 황산다단증발농축기에서의단 (stage) 수의영향 또한감압다단증발농축기와가압다단증발농축기의황산용액농축효과에대 해서조사해본결과 Table 와같은결과를보임으로써황산용액의다단증발 농축은감압장치에서수행하는것이유리할것으로판단되었다. Table 감압및가압다단증류장치에서의황산용액농축효과 Operation mode Vacuum(13kPa) Pres s uriz ed( 1 M Pa) DSItillate Line Total kg/h kg/h (D) Water kg/h kg/h Sulfuric acid(sa) 0.0 kg/h 0.0 kg/h Bottom line Total kg/h kg/h (L o ) Water kg/h kg/h Sulfuric acid(sa) kg/h kg/h Wt % of SA 83.7 wt% 71.5 wt% Temperature o C o C

245 Table 개의 감압 증류탑 직렬연결에 의한 황산용액 농축 1st DSItillation Column Number of Stage = 2 Feed Stage = 2 Reboiler Heat = 5.200E+04 Kcal/h Pressure = E5 Pa Feed & DSIt. Temp. = 77.0, 38.0 o C Total(kg/h) H 2 O(kg/h) H 2 SO 4 (kg/h) H 2 O wt% H 2 O mol% Feed(F) DSItillate(D) Bottom(L 0 ) Reboiler Temp o C 2nd DSItillation Column Number of Stage = 2 Feed Stage = 2 Reboiler Heat = 3.300E+04 Kcal/h Pressure = E5 Pa Feed & DSIt. Temp. = , o C Total(kg/h) H 2 O(kg/h) H 2 SO 4 (kg/h) H 2 O wt% H 2 O mol% Feed(F) DSItillate(D) Bottom(L 0 ) Reboiler Temp o C 따라서 Fig 의 GA사가 제시한 공정라인 202의 62.8 무게 %(23.7 mol%) 황 산용액을 공정라인 231의 조성조건인 98 무게 %(90.2 mol%) 까지 농축시키는데 있어 다단 증류장치에 의한 공정 단순화 모색에서는 다단 증류장치의 내부 단 수를 증가 시켜서는 목표로 하는 98 무게 % 의 황산용액 농도를 얻을 수 없기 때문에 2단을 구 비한 감압 다단 증류 장치를 직렬로 연결시켜 농축된 황산용액을 얻을 수 있는 대 안을 조사하였다. 이를 위한 시스템 구성은 77 o C의 62.8 무게 % 황산용액이 제1 다 단증류탑 ( 운전압력 0.13x10 5 Pa, 재비기 가열속도 5.2x10 4 kcal/h) 의 2단 ( 재비기 0단, 탑하부에서부터 1단 ) 으로 kg/h 주입하고 제1 다단증류탑의 재비기에서 배출 되는 1차 농축된 황산용액을 제2 다단증류탑 ( 운전압력 0.07x10 5 Pa, 재비기 가열속도 3.3x10 4 kcal/h) 의 2단으로 주입하는 모델을 설정하여 모사한 결과, Table 과 같이 최종 98 무게 % 의 황산용액이 제2 다단증류탑 재비기에서 얻어질 수 있음을 확인하였다

246 바. E E D - S I공정설정과물질수지 EED-SI공정열효율평가를위하여공정도를설정함에있어, GA사에서발표한 Fig Fig 를모체로하되 HI용액농축을위한전기투석장치특성, HI용액다단증류장치특성, 멤브레인 HI 분해반응기특성, 황산용액다단증류장치특성조사결과를바탕으로 SI공정 -Section 2를단순화하였고 Section 3는전기투석장치를 1차 HI 용액농축장치로하는 EED-SI공정으로수정함으로써 Fig Fig 을얻었다. Fig EED-SI 공정 Section 1 공정도 Fig 의 EED-SI공정 -Section 1 분젠반응및상분리공정도는가능하면 GA사가 2003년도에발표한공정도를수정없이사용코자하였으며물질수지만을양론적관점에서모순이없도록일부수정하였으며개별장치의운전조건과물질수지는 Table 과같다. Fig 와 Table 에서보는바와같이분젠반응및상분리공정에서의에너지수요는용액가압수송을위한 6개의펌프와분젠반응기에서의용액교반을위한 1개의교반기에서요구하는전기에너지이며각장치에서의반응온도는분젠반응기및산소세정탑그리고황산부스터반응기등에서일어나는분젠반응에의한발열과 Section 2 및 3로부터공급되는용액의온도로인하여반응온도를맞추기위한인위적인가열을요구하지않는다

247 한편본공정에서는 1개의기체터빈과 4개의액체터빈이감압을위하여요구되는데이로부터전기에너지의일부회수가기대된다. GA사의 SI공정 Section 2 공정의 Line #202의 62.8 무게 %(23.7 mol%) 황산용액을 Line #231의 98 무게 %(90.2 mol%) 를경계조건으로하는황산용액다단증류장치의특성해석을통하여 GA사의 SI공정-Section 2 황산용액농축부분을 2개의감압증류장치를직렬로배치함으로써같은효과를얻을수있음을확인하고이를적용하여 Fig 의 GA사가발표한 Section 2 공정을 Fig 와같이대폭적으로단순화시켰다. Fig EED-SI 공정 Section 2 공정도 Fig 의공정도에대한물질수지계산에서는증류탑의물질수지는자체개발한컴퓨터코드 [3.2.30] 를이용하여계산되었으며황산용액증발기와분해기들에서의물질수지는주어진온도에서의상평형및화학반응평형값들을기준으로 HSC 소프트웨어 [3.2.32] 와 MATLAB Version 5[3.2.33] 를이용하여계산되었으며 Table 과같은물질수지와운전조건을도출하였다

248 Table EED-SI 공정 Section 1 물질수지및운전조건 Line # H 2 O (mol) H 2 (mol) O 2 (mol) HI (mol) I 2 (mol) H 2 SO 4 (mol) SO 3 (mol) SO 2 (mol) Press. (bar) Temp. (K)

249 Table EED-SI 공정 Section 1 물질수지및운전조건 ( 계속 ) Line # H 2 O (mol) H 2 (mol) O 2 (mol) HI (mol) I 2 (mol) H 2 SO 4 (mol) SO 3 (mol) SO 2 (mol) Press. (bar) Temp. (K)

250 본공정에서의에너지수요는 2개의감압다단증류장치 1과 2의재비기에서의가열과농축황산용액 (98 무게 %) 의증발과정, 그리고황산분해기와삼산화황분해기에서의승온과흡열분해반응과정에서각각열에너지를필요로하고 1대의펌프에서전기에너지를요구한다. 요구하는열에너지의최소화를위해감압다단증류장치 2의재비기에서요구하는열에너지를삼산화황의분해기에서배출되는혼합기체가가지고있는열에너지를이용하여공급되도록회로를구성시켰다. Fig 에서보는바와같이열에너지공급원인고온 (1,173 K) 헬륨은삼산화황분해기를거쳐황산분해기의장치내부열교환부의 1차측으로순차적흐름을이룬후일부는 Section 3의 HI 분해반응기와 HI 용액다단증류장치의재비기의공급열원으로이용되고일부는농축황산용액증발기의열원으로이용된후연이어감압다단증류장치 1의재비기의열원으로공급된후중간열교환기 (IHX) 로순환되도록회로를구성시켰다. Table EED-SI 공정 Section 2 물질수지및운전조건 Line # H 2O (mol) H 2 (mol) O 2 (mol) HI (mol) I 2 (mol) H 2SO 4 (mol) SO 3 (mol) SO 2 (mol) Press. (bar) Temp. (K) ,

251 EED-SI공정에서채택하고있는 Section 3공정은종래의 GA사발표 SI공정도중가장많이수정된부분으로 2003년도의 GA사가채택한바있는 HI 용액고압반응증류를전기투석장치 (EED) 와 HI 용액다단증류장치그리고멤브레인 HI 분해장치로대체시킨 Fig 과같다. Fig 에서보는바와같이분젠반응에서배출된 HI 용액은공비점근처의 HI 농도를유지하고있는관계로이의 HI 분해반응전증발농축단계에서의비효율성은자명한사실이다. EED장치는이러한공비점의 HI 농도를극복하기위하여최소한의전기에너지를투입하여 HI 용액을 1차농축시키는것을목적으로한다. 1차농축된 HI 용액은다단증류장치로주입되어농축된 HI 증기가얻어지며다음단계인촉매가충전된멤브레인 HI 분해반응기로수소를얻기위해투입된다. Fig EED-SI공정 Section 3 공정도 HI 용액다단증류장치의특성조사에서밝혀진바와같이고순도의 HI 를얻기위해서는재비기에서의열에너지공급량을높이고탑상부의부분응축기에서의온도를크게낮추어응축수의다단증류기내로순환량을증가시키면가능하겠으나이러한운전방식으로는수소생산열효율이급격히낮아지는것이자명한사실이다. 따라서수소생산열효율을증진시키기위해서는재비기에서의열에너지공급량을최소화하고부분응축기에서의응축수순환량을줄이는방향으로운전방법을채택할수밖에없으며이경우에는멤브레인반응기로주입되는 HI 증기내요오드와수분의함량이증가하는또다른문제점이발생되는것을모사를통하여확인하였으나멤브레인 HI 분해반응기의성능증진으로이러한문제점을극복할수있을것이라는가능성을전제로 EED-SI공정 Section 3공정도를구성하였으며 Table 의물질수지를도출하였다

252 Fig 에서의에너지수요는 HI 용액다단증류장치와멤브레인 HI 분해반응기에서의열에너지와 EED장치와 2대의펌프에서전기에너지를필요로한다. 본공정에서도 3대의액체터빈을통하여부분적인전기에너지회수가가능할것으로여겨지며가열매체인헬륨에의한가열은멤브레인 HI 분해반응기와 HI 용액다단증류기의재비기에서순차적으로이룩되며중간열교환기 (IHX) 로최종순환된다. Table EED-SI 공정 Section 3 물질수지및운전조건 Line # H 2O (mol) H 2 (mol) O 2 (mol) HI (mol) I 2 (mol) H 2SO 4 (mol) SO 3 (mol) SO 2 (mol) Press. (bar) Temp. (K)

253 사. E E D - S I 공정열효율평가 EED-SI공정열효율평가는 200 MWth VHTR 에서열을공급받는것을기준으로 300 mol/s 의수소생산규모를갖는시설을대상으로수행되며다음과같은몇가지가정을수반한다. - SI공정을구성하는장치와배관에서의외부환경으로의열손실은없음 o C 이하의열원으로부터열회수는고려하지않음. - 공정내에서필요로하는전기에너지는자체의기체및액체터빈으로부터생산되는전기에너지를최대한활용하며외부로부터추가공급을요하는전기에너지는전기생산효율 35% 를적용한열에너지상당치를적용. 열효율평가에앞서우선 EED-SI공정 Section 1, 2, 3의물질수지를 300 mol H 2 /s의규모로전환시킬필요성이있으며결과는 Table 과같다. 한편각장치에서의열에너지수지는아래의식에의해계산되며여기에서계산된열에너지 Q(J/s) 가양의값이면에너지를외부로부터받아야하고음의값이면에너지를외부로줄수있음을의미한다. Q = Tin T m i,in C pi dt + m p,out H r, T (3.2.66) T in : 주입유체온도 (K) T : 반응기온도 (K) m i,in : i성분주입유량 (mol/s) m p,out : 반응생성물배출유량 (mol/s) C pi : I성분비열 (J/mol/K) H r, T : 온도 T에서의반응열 (J/mol P) 식 (3.2.66) 에서화학반응없이유체의단순가열내지냉각되는시스템인경우에는우측첫번째항만살아남고 2번째항은 0이된다. 용액이송과장치의운전압력을맞추기위하여펌프를이용하는경우, 요구되는에너지 Ẇ p (J/s) 는 Bernoulli 식을이용하여다음의식에의해계산된다. Ẇ p = ṁ P/ρ + ṁg h + ṁ v 2 /2 + ṁh f (3.2.67) ṁ : 유체질량속도 (kg/s) P : 펌프입구 / 출구압력차 (N/m 2 ) ρ : 유체밀도 (kg/m 3 ) g : 중력가속도 (m/s 2 )

254 h : 펌프양단체결장치수위차 (m) v : 유체선속도 (m/s) h f : 에너지마찰손실 (J/kg) 장치간운전압력을맞추기위하여감압용터빈을이용하며이때생산할수있는전기에너지 Ẇ t (W) 는다음식을이용계산하였다. Ẇ t = η t ṁ P t /ρ (3.2.68) η t : 전기생산종합효율 ( 액체터빈경우 0.9, 스팀터빈경우 0.35 적용 ) P t : 터빈입구 / 출구압력차 (N/m 2 ) H 2O Line # (mol/s) Table mol H 2 /s 의생산규모 EED-SI 공정물질수지 H 2 O 2 HI I 2 H 2SO 4 SO 3 SO 2 Pres s. Temp. (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (bar) (K)

255 H 2 O Line # (mol/s) Table mol H 2 /s 의생산규모 EED-SI 공정물질수지 ( 계속 ) H 2 O 2 HI I 2 H 2 SO 4 SO 3 SO 2 Press. Temp. (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (bar) (K) ,

256 H 2 O Line # (mol/s) Table mol H 2 /s 의생산규모 EED-SI 공정물질수지 ( 계속 ) H 2 O 2 HI I 2 H 2 SO 4 SO 3 SO 2 Press. Temp. (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (mol/s) (bar) (K) Table 은식 (3.2.66), (3.2.67), (3.2.68) 과 Table 의물질수지를이용하여 300 mol/s 의수소를얻는데요구되는에너지수요를계산한것으로현재까지발표된기초자료의한계성으로인하여선속도는비이상용액의과잉부피영향을고려하지않은값이적용되었고에너지수지에서도혼합열효과가고려되지않았음을

257 밝힌다. 또한 AD/DA 컨버터의효율은 95% 를적용하였고전기투석장치에서소요되는전기에너지는한국에너지기술연구원의실험결과인가장낮은적용전압 0.112V (120 o C운전 ) 와가장높은적용전압 0.4V(60 o C 8시간운전시점 ) 기준으로산출하였으나본적용전압의 HI 용액농축속도와장치수명관점에서의실용성과타당성여부는제한된실험자료로인하여분석에한계가있었다.[3.2.34] Table 에서에너지부하가 + 값이면에너지를공급해야하는것을의미하며 -값이면에너지를뽑아쓸수있는것을의미하는것으로 200 o C 이하의열에너지는 SI공정에서의회수사용이불능인것으로간주하였다 Overall thermal efficiency(%) Applied potential(v) Fig 수소생산열효율에대한전기투석장치의적용전압영향

258 Table mol H 2 /s(2.16 ton H 2 /h) 의생산규모 EED-SI 공정에너지수지 Section # Equipment Energy duty(kj/s) Remarks 1 Pump(Line # ) Pump(Line # ) Pump(Line # ) Pump(Line # ) Pump(Line # ) Pump(Line # ) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # /131) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # ) Pump(Line # ) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # FS-210) Reboiler HE202 및 HE302 회수열로가열 Tub e s ide HE Reboiler 부족분 kJ/s 헬륨으로 가열 2 SA evaporator 헬륨가열 2 SA decomposer 헬륨가열 2 SO 3 decomposer 헬륨가열 200 o C까지 회수열량, 2 HE Shell side HE301 (255 o C) Reboiler 201(200 o C) 3 Pump(Line # ) Pump(Line # ) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # ) Diffuser(Line # ) Reboiler 헬륨가열 Shell side HE202 3 HE 부족분 kJ/s 헬륨으로가열 200 o C까지 회수열량, Shellside Reboiler2 02 ( o C ) R e b o i l e r 3 HE (200 o C) 가열후 잉여분 (61697kJ/h) 은 전기생산 3 E lectrodialyssi 0.112V: V: Membrane reactor 헬륨가열 Total 0.112V:171,898kJ/s 0.400V:229,555kJ/s Fig Fig 으로구성된 EED-SI 공정이 300 mol H 2 /s(2.16 ton H 2 /h) 의생산규모를유지하기위해서는전기투석장치 (EED) 의 HI 용액농축속도가

259 689.81mol HI/s(66, kA요구 ) 를만족시켜야한다. 본농축속도를만족시키는 EED의적용전압을 0.1V로부터 0.5V까지의범위에걸쳐수소생산열효율 (HHV kj/mol H 2 기준 ) 에미치는영향을조사한결과, Fig 과같았다. 그림에서보는바와같이 EED의적용전압은수소생산열효율에민감하게작용하였고, 수소생산효율을적어도 40% 이상유지시키기위해서는 Table 의 EED 운전조건에서적용전압 0.3V 이하가되어야함을예측할수있었다. 아. 맺는말 한국이개발코자하는 EED-SI공정의중요장치에대한컴퓨터모사를통하여 GA 사 2003년발표 SI공정을개선 / 변환시켰으며개선된공정의물질수지와에너지수지를바탕으로수소생산열효율을평가함에있어다음과같은특징들을파악하였다. - EED-SI공정의수소생산열효율은 EED의성능에민감하였으며수소생산효율을적어도 40% 까지유지하기위해서는 0.3V 이하의적용전압에서목적으로하는 HI 용액농축속도를나타낼수있는 EED장치가개발되어야한다. - 60% 이상의 HI 분해반응및수소의선택적회수를위한멤브레인반응기는 10단이상의다단직렬연결과수소의병렬회수에의해가능할것으로판단한다. - 황산용액농축공정은 2개의감압다단증류장치의직렬연결운전으로황산용액증발및분해단계에서요구하는 98무게 % 의황산용액을확보할수있고관련공정을단순화할수있다. - EED-SI공정의열효율은 3차원배관도가완성되는시점에유체의마찰손실과장치및배관에서의외부로의열손실을감안한재평가가요구된다. - SI공정의액체들은강산성고농도전해질용액으로서비이상용액으로분류된다. 이로인한과잉특성과혼합열자료는향후장치설계에있어필수사항이다. 제 3 절국제공동연구지원 1. 한중원자력수소공동연구센타 ( NH- J R C ) 운영 2004 년 4 월중국칭화대부설 INET 와한국원자력연구소가참여하는한 - 중고온가 스로와원자력수소공동연구센터 (NH-JRC, Nuclear Hydrogen-Joint Research

260 Center) 를설립하고, 양국이참여하는공동운영위원회를구성하였고원자력연구원은 연구원 1 명을 2004 년 12 월부터 2006 년 12 월까지중국공동연구센타에파견하여 현 지사무소를운영하고있다. 중국은오래전부터페블형고온가스로를개발하여현재 HTR-10 실험로를운영하고있음. INET에서는초고온가스로의노심특성을파악하기위해서 HTR- 1 0을이용한다양한실험을수행하고있다. 한-중공동연구센터운영위원회를통해 2005년도부터공동연구를우선적으로원자로설계, 특히노심의핵특성, 열수력특성분야와 IS공정기술분야협력에주안점을두기로하였고첫번째한-중공동기술협력으로 2005년 5월부터 2006년 4월까지 INET로부터받은HTR - 1 0의실험자료와설계자료를바탕으로코드검증을수행하였다 (Table 3.3.1). Table KAERI-INET 공동연구항목요약 연구항목세부내용수행기간예산 HTR-10 Data Compilation HTR-10 Design Report: 2 건 HTR-10 Test Report: 10 건 ' ~ ' $50, 년도에는 2회에걸쳐공동운영위원회를개최하였고한국의 NHDD 핵심기술연구와중국의 HTR - PM관련연구결과에대하여 Workshop을개최하였다. 공동위원에서추가기술협력으로 HTR - PM의고온가스배관 (HGD) 의설계및해석방법론에대한기술협력을협의중이고 2007년 4월제7차운영위원회에서기술협의를하기로하였다. 현재까지원자력수소생산분야에있어서중국내에서의연구활동은미미하였으나, 최근에는적극적인개발의지를표명하고있으며, 연구원과의공동연구를희망하고있다. 향후에는이분야에서도보다활발한공동연구를추진할계획이다. 2. 한미원자력수소공동개발센타 ( NH- J D C ) 운영 2005년 8월한국원자력연구원, 두산중공업, 미국 General Atomics 사는원자력을이용한수소생산시스템기술개발을위해상호협력하기로 MOU를체결하였으며이를근거로한 미원자력수소공동개발센터 (NH-JDC, Nuclear Hydrogen Joint Dev elopment C enter) 를샌디에고와대전에각각설립하였다. 미국에서열린제 1차 (2005년 9월12) 공동연구센터운영위원회에서는핵심기술

261 현안에대해한국원자력연구원과 General Atomics 사간에공동연구를착수하기로기 본합의를하였으며, 제 2차 (2005년 12월 6일. 대전 ) 공동개발센터운영위원회에서는 초고온가스로의핵심요소기술개발을위해 5개연구항목 (Table 3.3.2) 에대해서공 동연구를 2006년 1월부터착수하였다. Table KAERI-GA 공동연구항목 연구항목세부내용수행기간예산 기존 HTGR 에서삼중수소오염자료 Tritium Source Terms and Transport Optimization of a VHTR Block-Type Core Design Use of Cooled-Vessels 헬륨정화계통설계자료 TRISO 코드, 예제, 관련자료및문서제공 TRISO 코드모델개선기존노물리설계자료제공설계최적화를위한노심개념노심노물리설계최적화분석노심열수력학적설계최적화분석냉각원자로압력용기설계요건및설계개념 RCCS 설계요건및설계자료냉각원자로압력용기설계해석 KAERI 설계해석결과에대한검토보고서 ' ~ ' $95,000 ' ~ ' $90,000 ' ~ ' $70,000 Radionuclide Inventory 계통내의방사성핵종분포분석자료 and Fuel Performance 방사성핵종 Inventory 및입자핵연료 Computer Codes 조사거동해석전산코드요건제공다양한제조공정에대한비교평가및최적공정제안제조콤팩트의사양및기술적배경 Compact Fabrication 공정조건, 장비및원자재요건등 Technology 최적제조공정에대한공정기술및 Q C 검사및시험기술가연성독붕콤팩트제조기술정보 ' ~ ' $60,000 ' ~ ' $55,000 제 4차 (2006년 12월12) 공동연구센터운영위원회에서는 Table 3.3.3과같이추가로 2개항목의기술협력을추진하기로합의하였다

262 Table KAERI-GA 추가공동연구예정 연구항목세부내용수행기간예산 Graphite Block Seismic Analysis Reliability Database 기존 HTGR에서 설계 자료 Phase 1 보고서- Graphite Seismi Graphite Seismic 관련자료 및 문서 제공 Relibility Database 보고서 (British, INL DB, GA DB) 제공 Feasibility Problem 제안 타당성 분석 ' ~ ' ' ~ ' $50,000 각자 부담 최종검토및보고서 최근미국의텍사스대학은 HT 3 R( High Temperature Teaching and Test Reactor) 이라는연구용초고온가스로를건설하기로결정하였으며, GA사가예비개념설계를수행하기로합의되였다. 현재연구소는 NH-JD C를통하여텍사스대학의원자로노심설계를공동으로수행하는것을추진중이다. HT 3 R의사업개요는다음과같다. - HT 3 R 사업개요 1) 위치 : University of Texas of the Permian Basin (UTPB) 2) 주요참여기관및 DOR - UTPB: IHX, 순환기, AE ( 하청 ), Lab 설계 - GA: 원자로 3) 사업일정및예산 ($400M, 7년 ) Fig HT 3 R 사업일정및예산

263 - HT 3 R 연구로개요 1) HT 3 R 연구로의 Mission 가 ) 고온가스로의운영및적용에대한차세대인력양성 나 ) 원자로기반및응용연구 다 ) 수소생산, 합성연료, 수송연료및담수화기술최적화연구 라 ) 전력생산효율향상연구 마 ) 핵비확산성핵연료 ( 토륨연료포함 ) 연구 2) HT 3 R 연구로개요 가 ) 10MW e 급원자로 : 블록형 25MW th 고온가스로 - 원자로계통 : 출구온도 (850 o C), 냉각재압력 (3 MPa) - 노심 : 출력밀도 ( 3. 5 W/cc), 핵연료 (10w/o UO 2 ) 나 ) 간접루프형태 다 ) 고온 Engineering - 전력변환 Lab - 고온공정열 Lab - 재료방사선 Lab Fig HT 3 R 연구로개략도 미국의 Next Generation Nuclear Plant (NGNP) 개발에참여하는 General Atomics 사가 NG NP 예비개념설계의수행을위해 U nited S tates-international Team (U S IT) 를주도하고있다. General Atomics 사와연구원은 2005년 9월부터한미원자력수소공동연구센터 (NH-JDC) 를운영하고있다. 연구원은 2003년부터수행한수소생산용초고온가스로관련연구개발결과중일부를미국의 NGNP 의예비개념설계평가자료로활용하고기확보된설계능력을활용하여

264 NGNP 예비개념설계중일부분의검토및기술지원을 General Atomics사에제공할예정이다. 기술지원하는항목은 5가지이고상세수행업무및검토결과물은다음과같다. - 노형비교 ( 폐블형 / 블록형핵연료를사용하는원자로특성비교 ) 원자로예비설계에대한비교항목결과물 - 노심 설계 ( 출력밀도, 출력 분포, 출력 레벨 등 ) - 핵연료 설계 ( 코팅연료 입자 설계, 항산화성 등 ) - 원자로 열수력 설계 - 원자로 용기 및 내부 부품 - 핵연료 성능 및 핵분열 생성물 수송 - 계통 개념 설계 ( 발전계통, 수소생산 계통 등 ) - 핵연료 재장전 및 장전 계통 - 부품 제조 가능성 - 발전소 운전 - 발전소 유지 및 근로자 안전 - 사고시 안전 성능 - 자본 비용, 운전 비용 및 생명주기 경제성 - 전기 생산, 수소생산 등 상업 적용성 - 블록형원자로와 페블형원자로의 노형비교 자료제공 - GA 원자로 예비설계보고서에 대한 기술적 검토 및 예비개념설계 의 적 절성 및 경제성 검토 의견 제공 - 용량평가 원자로용량분석항목결과물 - 원형로, 상업로를 위한 사용자 / 사업자, 인허가 요구사항 고려 용량 증설 및 경제성 - 노심 설계, 열수력 및 기계 설계 - 노심 재장전 장치 설계 및 운전 - 원자로 용기 설계 및 용량 결정 - NSSS 설계 - 원자로 안전 요건 - 원형로 및 상업로 경제성 - 상업용 크기 수소생산시스템 ( 수소 생산 사이클 ) 에 대한 사용자 / 사업자 관점에서의 경제성 비교, 인허가 요구사항 을 고려한 용량 최적화 - 부품 설계 및 용량 결정 - 수소 생산 제어, 운전 및 방호시설 - 수소 생산 부분 ( 수소 생산 사이클 ) 안전성 - 원형로 및 상업로 경제성 - GA NGNP 원형로용량분석보고서검토및검토의견제공 - 수소생산용량평가정보제공

265 - 안전성평가 NGNP 원형로안전성평가항목 - 정상운전시근로자방사선피폭규제항목확인 - 설계기준사고시대중방사선피폭규제항목확인 - 사고시설계기준사고예비확인, 핵연료성능확인 - 유량상실사고시노심열수력성능계산 결과물 - NGNP 안의원형로안전성결과검토및검토의견제공 - 비용평가 원자로 부품 - GA에서 추후 제공 하는 주요 원자로 부품에 대한 비용 비용평가항목 평가 수행 결과물 - 주요 원자로 부품 비용평가 및 자료 제공 ( 두산중공업 수행 ) - 기술개발계획평가 NGNP 기술개발평가항목 - 연구개발항목의집중및우선순위선정 - 기술개발설계종합능력확보 - 설계데이터활용절차계통화 - 기술개발위험도최소화 - 개발툴은 GA의 DOE 과제를위한 ED&D 활용 - 기술개발및설계연계흐름 결과물 - NGNP 관련기술개발계획의검토및검토기술서제공 Fig Schematic diagram for NGNP design process and technology development