- 목차 - 요약 제 1 장. 연구배경및목적 제 2 장. 순환유동층보일러시스템설계방안 1. 보일러증기사이클 2. 연소로 3. 사이클론 4. 루프실 5. FBHE, FBAC 6. 백패스열교환기 7. 운전시고려사항 제 3 장. 전산해석을활용한순환유동층보일러설계 1. 순환유

Transcription

1 에너지 자원기술개발사업청정에너지분야 발전용순환유동층보일러의설계평가연구 Design Evaluation Study of Circulating Fluidized Bed Boiler for Power Generation 연구기간 : 2002 년 7 월 년 6 월 연구기관 : 연세대학교청정기술연구단 지원기관 : 에너지관리공단 / 한전전력연구원 -1-

2 - 목차 - 요약 제 1 장. 연구배경및목적 제 2 장. 순환유동층보일러시스템설계방안 1. 보일러증기사이클 2. 연소로 3. 사이클론 4. 루프실 5. FBHE, FBAC 6. 백패스열교환기 7. 운전시고려사항 제 3 장. 전산해석을활용한순환유동층보일러설계 1. 순환유동층공정모델해석 2. IEA-CFBC 모델해석 3. 촤연소모델해석 4. CFD 를이용한해석 제 4 장. 혼소를위한순환유동층 RPF 연소특성실험 1. 연구배경및목적 2. RPF 현황 3. 실험장치 4. 실험결과 5. 요약 제 5 장. 순환유동층연소로최적설계방안 부록 1. 연소로열물질정산이론부록 2. CFBC Boiler Pro 사용설명서참고문헌 -2-

3 제 1 장. 연구배경및목적 순환유동층연소기술은다양한성상의연료를저공해고효율로연소할수있는우수한연소방식으로재래의기포유동층연소방식으로부터고효율, 대용량으로확장되어발전, 열병합, 소각및복합발전에적용되는차세대연소기술로 SOx, NOx 저감등공해방지특성이우수하여점차규제강화가이루어지고있는환경오염물질배출허용기준에적합한기술로많은연구가진행중에있다. 특히순환유동층연소기술은회분과수분함량이많은저급및저열량의연료를함유한다양한연료의적응성에매우우수한기술이다. 이러한기술에대한연구는 1981년처음시작되었으며, 주연구는 1991년이후에이루어졌다. Lab. scale과 pilot plant에서유연탄, 무연탄의연소특성과배연조절등의연소특성에관해연구가수행되었으며, 상용보일러설계및성능평가, 모니터링이주요보일러사용업체에대해수행되어연소특성, 연소로특성, 단위기기성능, 클링커, 전열관마모에대한연구가이루어졌다. 표 1과같이 ABB(Combustion Engineering), Foster Wheeler (Ahlstrom-Pyropower), 독일의 Lurgi 등굴지의보일러메이커에서발전용혹은열병합발전용상용보일러를판매중이다. 그리고중국또한자체기술력으로중규모 (100톤/ 시간 ) 의보일러의생산을하고있다. 표 2에서는국내의상용순환유동층보일러보급현황을나타탰으며, 1985년동양화학에서열병합발전용으로설치 운영후현재 Ahlstrom형보일러 7기, Ignifluid형보일러 3기, Studsvik 보일러 2기, Lurgi형보일러 1기, 그리고 ABB형보일러 2기로총 14기가가동중에있다. -3-

4 -4- 국가 설비명 용량 제작사 사용연료 가동시기 Scott Paper 96MWe Lurgi Anthracite culm 1986 Colorado-Ute 110MWe Low-sulfur Pyropower High-ash /Ahlstrom Btuminous 1987 Ace(Argus Cogeneration 90MWe Ahlstrom Btuminous 1991 미국 Expantion) Texas/New Mexico 150MWe Lurgi/Comb. Engineering Lignite 1990 Archbald Power 20MWe Deutsche Babcock Anthracite-c 1991 ulm Tallahassee 250MWe Foster Wheeler Btuminous 건설중 (1996) Jackson Ville 300MWe Foster Wheeler Btuminous 건설중 Mitsubishi Heavy Industry 150t/h steam Mitsubishi Lurgi Bitu. coal Ind. waste 1986 일본 Idemitsu Kosan 300t/h steam Battelle/Mitsui Bituminous coal 1986 Kitakyushu 와카마스 50MWe Battelle/Mitsui various coal 1987 다께하라 350MWe - - 시운전 독일 Low-grade VAW 64MWth Lurgi coal 1982 Euisburg Municipal 96MWe Lurgi Bituminouscoal waste 1986 Power Co. 프랑스 Stein Industry 125MWe Lurgi coal/water slurry EdF 250MWe Lurgi High ash sum bitu 1995 DB/VKW : Deutsche Babcock/Vereinigte Kesselwerke AG NSP : Northern States Power TVA : Tennessee Valley Authority VAW : Vereinigte Aluminum Werke 참고 Darling et al. (1987) Lundqvist et al. (1987) Melvin&Howe (1991) Kestner&Gields (1991) Ohme et al (1991) Beisswenger (1985) Semedare et al. (1991)

5 Company (Location) Category Steam(t/h) Fuel Start Supplier Oriental Chem. (Inchon) Chemicals 120 Bitu. coal* 1985 Hyundai/ Ahlstrom SKC(Ulsan) Textile 130 Bitu. coal 1989 " Hyundai Oil (Daesan) Refinery 120 Pet.coke** 1989 " LG (Yuchon) Chemicals 210 Bitu. coal 1990 " Petrochem. Service (Ulsan) Chemicals Bitu. coal 1991, 1994 " Samyang Genex Food 60 Bitu. coal (Inchon) Heavy oil 1991 " Taegu Dye Complex Dyeing Bitu. coal 1986 Samsung/ Babcock Pusan Dye Complex Dyeing 80 2 Bitu. coal 1992 Daewoo/ Studsvik Korea Zinc Metal 175 Bitu. coal 1991 Doosan Heavy/ Lurgi Tonghae Power Plant Anthracite 1998, 1999 Doosan Heavy/ ABB * Bituminous coal, ** Petroleum coke 표 1, 표 2에서와같이현재까지는주로석탄을이용한순환유동층기술에대한연구가이루어졌으나, 향후고갈이예상되는화석연료의대체연료로서의개발이필요한실정이다. 국외에서는순환유동층에서의연료로 Farm animal waste, Sewage sludge and coal, REF(Recycled Fuel), PDF(Package Derived Fuel), RDF(Refuse Derived Fuel), Petroleum coke, Wood, Biomass 등을이용하여활발히연구를진행하고있다. 폐기물의활용은유동층연소로가다양한연료에대해서적응성이우수하기때문에가능하며, 연료비를절감하여중기생산혹은발전원가를절감할수있기때문에경쟁적으로활용되고있다. 폐기물은단일혹은혼합폐기물의적용, 석탄과폐기물의혼소등다양한방법으로활용되고있다. 일본오까야마현의구라시키소재구라레이방직공장에서는폐섬유로부터만들어진 RDF(refuse derived fuel) 를연료로사용하여연료비를크게절감시키고있다. 도카이시소재도레이사는폐목재칩을석탄과혼소하고있으며역시연료대체성이뛰어남이입증되었다. 스웨덴 Charmers 공대는 14MWth급 CFBC로대학내에온수를공급한다. 이보일러는건조슬러지와폐목재료로부터성형된 RDF를연료로사용한다. 오스트리아 Lenzing사는섬유회사로폐섬유, viscose 생산공정폐기물인 bark 등을연료로사용하고있으며더구나폐플라스틱을 PDF 형태로연소하여스팀을생산하고있다. 현재국내에서는석탄이외에산업폐기물및생활쓰레기등을이용한연구가활발히진행되고있으며, 점점석탄폐기물, petroleum coke, biomass, 도시폐기물에대한인기도증가하고있다. 표 5는순환유동층연소보일러에서사용되는다양한연료의종류를보여준다. -5-

6 Agriculture waste/biomass Bark Bitumens and asphaltines : anthracite bituminous sub-bituminous lignite bituminous gob anthracite culm Diatomite Gases : natural 'off' gases Gasifier fines Oil Oil shale Peat Petroleum coke : delayed fluid Refuse-derived fuel(rdf) Residual and waste oils Sludge : de-inking municipal paper mill Shredded tires Washery waste and rejects Wood and woodwaste 외국기술에의존하여건설및운영을하게되면, 운전조건이맞지않는경우비정상운전으로인하여경제적손실이예상되기에, 국내실정에맞는설비를도입하기위해서는도입되는외국설계기술을검증하고평가및최적화할수있는방안이필요하다. 실험과이론을이용한기초적인연구와더불어플랜트현장에서의실제설계자료및운전자료의분석이필요하다. 이러한연구과정을통해최적설계및운전을위한공학적정보를종합하고정리및프로그램화하여플랜트의설계평가및운전조건파악에활용할수있어야하겠다. 본연구는완전연소까지소요되는시간이타연료에비해긴단점을갖는국내탄을연료로하는순환유동층보일러의설계최적화를위해, 다양한공학적해석도구들을개발하며, 이도구들을활용한최적설계방안을도출하는것을주요내용으로한다. 순환유동층보일러설계시고려해야할사항들을기존의연구문헌에나타난정보들과공개되지않는설계방안들에대해역추적하여정리하고, 열역학, 연소공학, 공정해석등의공학적지식들을동원하여순환유동층보일러성능을예측하며, 다양한변수실험을통해최적의설계를위한지침을마련하는것이본연구의목표이다. 이를위하여, 순환유동층보일러시스템공정모델개발, IEA-CFBC 코드활용, 연소모델개발, 전산유체역학해석등의전산해석과더불어, 실험실규모의순환유동층연소로를제작하여무연탄과혼소를위한 RPF 연소실험등을수행하여국내탄용순환유동층보일러의성능향상을위한방안을정립하는것이본연구의주된내용이다. -6-

7 제 2 장. 순환유동층보일러시스템설계방안 발전용순환유동층보일러의설계과정은다음그림과같은공정을거치는것이일반적이다. 연료및약품성상 증기사이클설정 연소계산, 당량결정 효율계산, 연료및약품투입량계산, 연소가스량계산 증기엔탈피계산 열배분설정연소로설계 각종설계자료및이론 사이클론설계 FBHE 설계백패스설계배가스처리시설설계 설비요소들의연계해석최종설계자료생성 -7-

8 1. 보일러증기사이클 보일러증기사이클 (Rankine Cycle) 은순환유동층연소로공정설계에기본적으로고려해야하는기초자료이다. 증기사이클의구성에따라발전효율이달라지며, 적절하게보일러구성요소및전열량을결정해야한다. 특히증기사이클의부분별흡열량은각부위에서의전열면적을선정하는데중요한인자이며, 각부위의흡열량은각요소별입출구증기의물리적성상이결정한다. 그림 2는일반적인증기사이클 (Rankine Cycle) 의구성및기본증기선도를보여준다. 기본사이클은흡열과정인절탄기, 보일러와과열기를통해고온고압으로가열된증기를생성하여고압증기터빈에서증기의열에너지를동력에너지로변환한후, 감압, 감온된이후에다시재열기에서열을흡수하고저압증기터빈에서남은열에너지를동력에너지로전환한다. 고압및저압증기터빈에서전달된동력은발전기에서전기로전환된다. -8-

9 그림 3은좀더높은발전효율을갖는증기사이클의예를보여준다. 증기사이클은공학기술이발달함에따라점차적으로고효율을목적으로발전되어왔다. 그결과로최근발전소의효율은 40% 에가까운효율을보이고있으며, 또한, 그보다높은발전효율을갖기위해서기술향상을위해많은연구가지속되고있다. 증기사이클에서효율을증가시키기위해서는증기의온도와압력을높이는것이기본방안이다. 그러나온도와압력을무한정으로올릴수없는데, 이는증기의온도와압력을열교환기의재질이견딜수있어야하기때문이다. 일반적으로증기온도는 600도씨이상올리기어려운데그이유는가장높은온도를갖는과열기에사용되는금속재질이대략 1000도씨까지는견디는데, 과열기에서증기열전달을고려하면증기온도가 600도씨이상올라가면과열기표면온도는 1000도씨이상이될가능성이높기때문이다. 즉, 열교환기의재질문제등으로기존발전소의효율은제한되어왔다. -9-

10 H.P TBN I.P TBN L.P TBN Generator Condenser Hotwell Feed Water Reheater Superheater Pump From TBN Glands Evaporator Economizer Condenser Boiler Deaerator Closed Feed Water Heaters Closed Feed Water Heaters Pump Pump To Superheater Spray To Reheater Spray 최근운영중인동해화력발전소는 2000년운전을기준으로발전효율 38.45% ( 송전단기준 : 34.51%) 의최신발전소이며터빈입구조건을기준으로주증기압력 kg/cm 2 g, 온도 537.8, 재열증기압력 : kg/cm 2 g, 온도 로설계되었다. 동해화력발전소의증기계통도를도시하면위그림과같다. 그리고주요공정인증발, 과열및재열공정등에서흡수해야하는에너지를계산한것이표 1 이다. 각증기공정별흡열량은보일러공정설계의기초수순이된다. 그다음으로각공정별흡열면적및관배열을결정하는과정을거친다. 이과정에서연소로의특성을고려한관배열을결정해야한다. -10-

11 위치 항목 단위 값 유량 kg/hr 열흡수 Mcal/hr 열흡수비율 % 6.8 입구온도 280 절탄기계통 입구압력 kg/cm 2 g 입구엔탈피 kcal/kg 출구온도 319 출구압력 kg/cm 2 g 출구엔탈피 kcal/kg 증발량 kg/hr 열흡수 Mcal/hr 증발계통 열흡수비율 % 43.0 출구온도 357 출구압력 kg/cm 2 g 출구엔탈피 kcal/kg 유량 kg/hr 열흡수 Mcal/hr 과열계통 열흡수비율 % 34.5 출구온도 541 출구압력 kg/cm 2 g 출구엔탈피 kcal/kg 유량 kg/hr 열흡수 Mcal/hr 재열계통 열흡수비율 % 15.7 출구온도 541 출구압력 kg/cm 2 g 출구엔탈피 kcal/kg 다음그림들은상용화되거나운영중인해외기술순환유동층보일러의개요도를보여준다. -11-

12 -12-

13 -13-

14 다음그림은 Lafanechere (1995) 등이자체개발한 CFBC 보일러설계프로그램을이용하여발열량에따라순환유동층연소로와백패스에서의흡열비율을보여주는데, 발열량이높을수록순환유동층연소로에서흡수하는비율이높고백패스로유입되는비율은낮아지는것을알수있다. -14-

15 2. 연소로 발전용순환유동층연소로 ( 상승부 ) 는내부에서는연료와공기, 유동사가활발히혼합되면서 복잡한열유동형태를갖는다. 그리고, 로벽면은일반적으로증발관으로구성된수관벽이며, 연소에의해발생되는열에너지를흡수하여증기를발생시킨다. gas riser cyclone core annulus exit region dilute region lean phase downcomer dense region cluster phase indistinct boundary splash region bottom bubbling region loop seal gas distributor bottom zone -15-

16 위식에서 c w 는항력계수로서입자의형태및 Re 수의함수이다. 입자의형태에대한항력계수는 Kaskas(cited in Brauer(1971)) 와 Muschelknautz(1988), Haider와 Levenspiel(1989), Turton과 Clark(1987) 등이다양한항력계수모델식을발표한바있다. 한편다음의 Martin(1980) 의식은 Re수가 0.1에서 10 5 의범위에서비교적간단한식으로항력계수를계산할수있기에널리사용되고있다. 위식을이용하여온도 900 의상압공기 ( 밀도 : 0.297kg/m 3, 점도 : 5.16E-5 kg/m s) 와밀 도 1500, 2000, 2500 kg/m 3 의유동사를대상으로유동사입경별종단속도를계산한결과 는다음그림과같다. 종단속도 (m/s) 유동사밀도 (kg/m3) 유동사입경 (micron) -16-

17 단면유속의결정은유동사입경분포와밀접한관련이있으며유동화조건을지배하는중요한인자이므로신중하게결정해야한다. 일반적으로유동사평균입경의종단속도에가깝게유지하는데, 위그림의유동화영역도표를참조하여난류유동화시작유속인 Uc와이송영역 (transport region) 의시작유속인 Use 의사이에서설정하는것이바람직하다. Uc와 Use는다음식으로부터계산된다 (Grage et al., 1997). 2.2 유동사순환유동사의입경분포는한값으로제한되지않고넓은입경범위를갖기때문에입경이작은유동사입자는연소가스와함께이동하여연소로출구로배출된후, 사이클론을통해포집되어다시연소로로투입되는순환사이클을갖지만, 입경이큰입자는연소로하단부에서기포유동상형태로오르내리면서연소로내에계속잔류하게된다. 연소로내에머무르는입자와순환하는입자의기준크기는기본적으로종단속도를기준으로한다. 한편, 연소로내 -17-

18 유동사량이적으면하단의조밀영역이형성되지않아버블링현상이발생하지않고곧장비산하는경향이있으며, 유동사량이많으면조밀영역이형성되어기포유동층영역이발생하므로유동사량도유동사의비산과순환에큰영향을미치는인자이다. 다음그림은동일한가스유속과유동사입자에대하여순환량에따른상승부공극율을보여주는데, 순환량이적을수록조밀영역이사라지는것을알수있다. 유동사순환량은유동사량이많을수록증가하는경향이있다. 따라서, 적정유동사량을산정하는것은순환유동층연소로의안정적운전을위해중요한설계인자이다. 한편상승부내유동사입자의농도는출구의형태와밀접한관련이있다. 다음그림은출구형태의영향을보여준실험으로부드럽게곡선처리로비산된유동사가잘배출될수있는 2번형상이상승부에직각으로작은관을연결한 1,3 형상보다상승부내고체분율이절반이하로낮아지는것을알수있다. 이는 1,3형상의경우비산된유동사가가스와함께배출되는것이아니라관성에의해출구를지나쳐상승부천정에부딪친이후에벽면을타고내려오는 ANNULUS 영역에포함되기때문이다. 따라서, 상승부출구의형상역시연소실유동사밀도에영향을미치는중요한설계인자임을알수있다. -18-

19 비산된유동사는연소가스와함께이동하면서열전달을발생시키며온도를균일하게하는 데, 가스와유동사의열용량비 (C sand /C gas ) 는다음과같은식으로계산된다. 다음계산예에나타난바와같이연소로내유동사부피비율이 0.01만되어도연소가스의 34배에이르는열적용량 (Thermal capacity) 를갖기에연소가스가연소에의해급격하게온도가상승하면유동사가열을흡수하고, 낮은온도의수관벽에방사하는열매개역할을수행하게된다. 유동사순환량은결국가스유속과유동사입경별질량, 그리고출구형상등에따라결정되는데, 유동사순환량을적절하게파악해야사이클론, 루프실, 그리고일반적인순환유동층보일러에서열회수에사용되는유동층열교환기의설계를적절하게수행할수있다. 유동사순환량은조밀영역 ( 기포유동화영역 ) 의높이와밀접한관련이있으며조밀영역이높을수록유동사순환량이증가하는것을많은실험을통해확인할수있었다. -19-

20 2.3 단면적및연소로형상결정 연료및연소공기의투입량에따라연소가스발생량이결정되고, 적절한단면유속이결정되 면연소로단면적 (A cross ) 은연소가스체적유량 ( ) 을단면유속 (U o ) 으로나눈값으로간단하 게결정된다. 단면적은일반적인직육면체의연소로에서두변길이의곱이되는데, 두변의비율은아래 그림에나타난바와같이연료및부하에따라다양한비율의연소로형태가구상될수있 다. 연소실단면형상은유동사 / 가스분리시설인사이클론의개수및전열면적과밀접한관 련이있으므로사이클론의설계및연소로전열면적등과동시에설계되어야한다. 2.4 연소특성을고려한연소로형상결정연소실단면적을결정한이후연소로의높이를결정하는데고려해야하는인자는연료의연소현상과수관벽으로의열전달현상이다. 연료가충분히연소되기위해서는가스온도와체류시간이유지되어야하는데이두인자는연소로공간의크기를결정하는인자로서가스온도와체류시간이클수록연소로부피는비례하여커지게된다. 연소에적절한체류시간은연료의종류에따라달라지는데, LNG나석유등은비교적빠른연소특성을보이는반면, 석탄은고정탄소비율이높을수록연소에필요한시간이길어지게된다. 국내무연탄의경우휘발분은거의없으며고정탄소성분이대부분을차지하고있기때문에완전연소를위해긴 -20-

21 체류시간을가져야할필요가있지만, 수관벽열전달양등을고려해야하기에적절한수준에 서결정해야한다. 동해화력의경우연소실내가스체류시간은대략 6 초정도로설계되었다. 석탄연소특성에대한공학적해석은 2 장 1 절에나타나있다. -21-

22 2.5 열전달특성을고려한연소로형상결정보일러연소로의주요기능인열전달을고려한형상설계에있어서가장중요한인자는열전달계수 (h) 이다. 보일러수관벽으로의전열량 ( 은열전달계수 (h) 에유효전열면적 (A eff ) 과온도차이 ( T) 를곱한값이된다. 다음그림은다양한상용 CFBC 석탄보일러에서측정된열전달계수를보여준다. 가스중입자밀도가증가함에따라열전달계수가증가하고일반적으로열전달계수는 100~200 W/m 2 K 범위에있는것을알수있다. 열전달계수에영향을미치는인자로는아래의입자밀도외에도입자의종류및크기, 유동사온도, 상승부직경, 압력, 가스유속등이영향인자로고려해야하는데, 이렇게다양한인자들의영향을적절하게해석할수있는몇몇모델이보고되었지만오차가높은편으로, 실험값에근거한설계를하는것이바람직하다. -22-

23 2.6 2차공기의활용 2차공기의활용은 2차공기주입위치를기준으로하단에서는유속이낮기에연료및가스체류시간이길어지고산소부족상태에서운전되기에부분연소가진행된다. 또한, 연소생성물인질소산화물의발생이억제되는장점이있다. 2차공기주입구상단에서는충분한산소가공급되어연소가완결되는데, 2차공기가적절하게연소가스와혼합되어야하는요건을충족 -23-

24 해야한다. 또한다음그림과같이선회류를적절히활용하면유동사순환량을조절할수있는방법도구현할수있다. 2차공기의주입위치와주입속도, 공기비등에대하여전산유체역학등의공학도구를적극활용하여주의깊게연구되고설정되어야우수한결과를도출할수있다. -24-

25 3. 사이클론설계 사이클론은연소가스와유동사입자를분리시키는역할을하는데, 표준사이클론의설계식은다음과같다 (Never, 1995). De B H L3 L1 D2 L2 Length of Cyclone; L1 = 2 D2 Length of Cone; L2 = 2 D2 Length of Exit; De = 0.5 D2 Length of Entrance; H = 0.5 D2 Width of Entrance; B = 0.25 D2 Dia of Dust Exit; Dd = 0.25 D2 Length of Exit Duct; L3 = D2 Dd 위그림의표준사이클론은어느한치수만결정하면다른치수는자동으로설정된다. 사이 클론의입자제거효율이론식은다음식으로표현된다. 위식을기준으로제거효율 50% 인입자의입경 (D cut ) 은다음식으로계산된다. 위식으로부터원하는효율 (D cut 으로결정 ) 을갖는사이클론의입구넓이 (B) 를계산하면사이클론의나머지치수는자동으로결정된다. 한편, 사이클론크기가결정된후실제사이클론효율은위효율식은실험치와오차가많은편이어서다음과같은 D cut 을인자로한효율식을이용하여입경별분리효율을예측한다 -25-

26 (Never, 1995). 실제순환유동층보일러에서사이클론의설계는위의표준사이클론형태에서 Vortex Finder라불리는가스출구의길이 (L3) 가짧은경우가일반적인데, 이는석탄을연료로하는경우에비산된석탄회재가가스와함께배출되도록하기위한것과고온의환경으로출구가손상입는것을최소화하기위한것, 그리고사이클론에서의압력손실을최소화하기위한것으로판단된다. 이러한사이클론의변형형태에대해서성능을예측하는방안으로전산유체역학을이용할수있다. 한편사이클론의개수는연소로의규모에따라증가하며, 또한, 사이클론하단에연결된 FBHE의개수는사이클론의개수가증가함에따라증가시킬수있으므로, 사이클론개수의선정은 FBHE의개수를고려하여야할것이다. FBHE의개수는보일러관내유체를가열하기위한열교환기의개수를고려하여설정한다. 동해화력의경우는사이클론과 FBHE의개수는각 3개이며, 세개의 FBHE는증발관, 과열기, 재열기의기능을갖도록설계되었다. -26-

27 4. 루프실설계 루프실의주된목적은연소실과사이클론의압력차를유동사의기포유동화현상을이용하여상쇄시켜유동사의안정적순환을유지시키는것이다. 아래그림의순환유동층내압력사이클에나타난바와같이사이클론의압력이상승부의압력보다낮게되는데, 사이클론하단부를곧장상승부와연결시키면역류현상으로상승부하단에서사이클론하단부를통해가스가바로배출되는것을막기위하여그림26와같이다양한루프실이사용된다. 루프실설계에있어서우선적으로고려할사항은유동사입경과순환량으로서, 이를기준으로루프실사양이결정된다. 루프실설계는순환유동층설계에있어서가장중요한부분들중하나인데, 연소로내유동사반입유량과 FBHE로의유동사반입유량을제어하여보일러에서발생되는증기의특성을제어하는중요한역할을수행하는부분이기때문이다. 유동사통로의단면적은연소로에서넘어오는유동사의흐름이원활히진행할수있도록결정해야할것이다. 그다음으로유동사흐름을원활히하기위해주입하는유동화공기주입방식은일반적으로트위어를설치하여기포유동화상태를유지시키는방법을사용한다. 투입공기유량을최소유동화조건이상에서운전하도록적절히투입하는것이필요하다. -27-

28 루프실의다른주요기능인 FBHE 로의유동사의배분기능은그림처럼기계적인밸브를이 용하여유동사유량을제어하거나또는유동화공기의유량분배를조절하여제어하는방법 이사용된다. -28-

29 Cyclone Cyclone 연소로 연소로 FBHE 유동화공기유동화공기 FBHE -29-

30 5. FBHE/FBAC 설계 FBHE와 FBAC는유동사가지니고있는열에너지를흡수하는역할을수행하는데, 유입된고온의유동사를기포유동화조건에서관군으로구성된열교환기와접촉시켜에너지를회수하는기능을수행한다. 유동층열전달은유동사온도, 유동사입도에밀접한관련이있으며열전달계수가매우높은특징으로전열면적이적어도되는장점을갖는다. 다음그림은유동층내열전달계수를보여준다. 유동사온도에따라열전달계수는증가하는특징이있는데, 이는복사열전달이온도가높아질수록강해지기때문이다. 일반적인순환유동층보일러의 FBHE에서의유동층내열전달계수는대략 400 w/m 2 K 정도가되는것으로판단된다. -30-

31 열전달계수가정해지면, FBHE 에서의필요열전달량설정값과간단한열전달식으로부터 전열면적을계산할수있으며, 전열면적을기준으로관군배열을결정하게된다. FBHE의개수는사이클론의개수에기준하여설정할수있는데, FBHE의용도는연소로관벽과백패스에서흡수하지못하는열에너지를흡수하는데있어서, 증발기, 과열기, 재열기의보일러를구성하는세가지공정을임의로선택할수있다. 동해화력의경우, 세개의 FBHE 는증발관, 과열기, 재열기로구성되어있으며 FBAC는절탄기의일부로구성되어있다. 사이클론과 FBHE의개수는흡열배분을어떻게구성하는가에따라변하므로흡열배분에대한세심한결정이필요하다. FBAC의경우, FBHE보다열배출량이적으므로에너지가비교적적게흡수되는절탄기계통에활용하는것이일반적이다. -31-

32 6. 백패스열교환기설계 백패스는 FBHE/FBAC와함께연계되어증기생산을수행한다. 증기생산공정의네가지요소인절탄기, 증발기, 과열기, 재열기공정중증발기공정은연소로수관벽과 FBHE에서충분한흡열량을가지므로백패스에서는절탄기, 과열기, 재열기공정이주요구성요소이다. 재열기보다는과열기흡열량이 2배정도많으므로과열기전열면적이가장많아야하며, 그에따라백패스외벽은과열기증기관벽으로하고, 가스통로에관군형과열기와재열기를구성하는것이일반적이다. 연소가스는과열기와재열기를통과한후낮은온도의절탄기및공기예열기를거쳐열에너지를최대한방출한뒤에공해방지시설을통해배출된다. 백패스의열교환기구조별로구분해보면복사열교환기와대류열교환기로구분할수있는데, 복사열교환기는관벽으로제작하여복사열전달현상을이용한열교환기로서, 대류열전달이발생하기는하지만높은온도에서는복사열전달현상이지배적인열교환기이다. 대류열교환기는일반적으로복사열교환기이후에연결되는데, 복사열교환기에서온도가낮아진연소가스와의높은열교환을발생시키기위하여관벽으로만들어진공간에관군을설치하거나벽면은단열하고관군만이용하여열교환을발생시키기도한다. 보일러에서발생하는열전달모드는연소가스및유동사측에서의복사와대류, 그리고보일러관내부에서의대류등세가지로구분할수있다. 각열전달형태에대한계산이론들은다음과같다. 6.1 복사열교환기열전달계수계산 복사열전달은다음과같은경험식이주로사용된다. σ ε ε α ε 여기서 ε w 는열전달면의방사계수이고 σ 는 Stefan-Boltzmann 상수로 W/m 2 K 4 의값을갖는다. 온도의단위는절대온도 K 다. ε g 와 α w 은가스의방사율과벽면의흡 수율을나타내며다음의식으로계산된다. ε α Le 는 mean beam length 로서다음의식으로구해진다. -32-

33 Le(m)=3.6 ( 화로체적 / 화로내부면적 ) 복사계수 k 와 n 값은다음의표에의해구해진다 (Hottel 1985). 한편보일러수관벽이연소가스에노출되어있지않고내화벽돌또는 Fouling 침적물로둘 러싸여있는경우열저항이발생하게된다. 열저항계수 (R k ) 와전열식은다음과같다. 내화재수관벽 Q & rad Q & cond 연소가스, T g T W2 T W1 여기서 L은내화재또는벽면침적물두께이고 TW2와 TW1은내벽면과외벽면의온도를나타낸다. 외벽면온도 TW1은수관내열전달계수가일반적으로매우높음으로인하여관수온도와일치하도록고려하는것이일반적이다. 복사실전체가이와같은내화재로둘러싸여있는경우복사에의한열전달량 ( rad) 은내화재를통과하는열전달량 ( cond) 과일치하게된 -33-

34 다. 매질간의접촉에의한열저항은매질과접합방식에따라다른값을갖지만대략적으로 길이 (L) 에 5mm 정도를더함으로써고려하기도한다. 정리하면복사열전달을계산하는순서도는다음과같다. 시작 출구가스온도가정 (T g, out ) 열손실 (Q loss ) 및벽면표면온도계산 평균가스온도에서의 k, n, a w, e g 계산 복사전열량 (Q rad ) 계산 새출구가스온도가정 (T g, out ) Q rad ==Q loss? No Yes 출구온도 = T g, out 열손실 = Q rad 6.2 대류열교환기열전달계수계산 끝 대류실에서는복사실과는다르게대류관군부의대류열전달이주된열전달형태가되지만연소가스온도가높은경우에는복사열전달역시무시할수없으므로복사와대류를동시에고려해주어야한다. 다음그림은관군배열의종류중엇갈림배열과일직선배열을보여주고있다. 엇갈림배열은일직선배열에비해연소가스흐름에굴곡이크기때문에열전달효과가비교적크지만연소가스와의접촉이활발하기때문에마모도클것으로예상된다. -34-

35 관군부의 Nusselt 수는다음의 Zukauskas 가제안한식으로계산된다.(White, 1984, P.302) 이 Nu 수계산식은종방향배열의개수가 10 이상일때적용한다. Pr w 는관표면에서의가 스프란틀수이고 Re D 는다음과같이계산된다. ρ μ U max 는관군내연소가스실제유속을나타내고다음과같이계산된다. 엇갈림배열의경우 S D <(S T +D)/2 인경우에는다음의식을사용한다. Nu 수계산식에서 C, n 은관군배열에따라달라지게된다. 일직선배열 (in-line) 의경우는 다음과같다. 엇갈림배열일때는다음과같다. -35-

36 관군내복사열전달계수는다음의식으로계산된다 (Kakac, 1991, p414). 여기서 a g, T g, T aw 는가스의방사율, 가스평균온도및벽면평균온도를나타낸다. a g 는다 음의식으로계산된다 (Kakac, 1991, p.402/414). 여기서 k 는유효흡수율, p 는가스압력 (0.1 MPa) 그리고 S 는유효복사층두께를나타낸다. S 는다음의식으로계산된다 (Kakac, 1991, p.415). π 가스매질의유효흡수율 k 는다음의식으로계산된다 (Kakac, 1991, p.414). μ 여기서 k g, k a, r, μ a 는삼원자가스 (CO 2, H 2 O, SO 2 등 ) 유효흡수계수, 분진유효흡수계수, 연소가스내삼원자가스농도, 그리고연소가스내분진농도 (kg/kg) 을나타낸다. kg 와 ka 는다음의식으로계산된다 (Kakac, 1991, p.403). 여기서 d a 는분진의직경을나타내며미분탄연소시대략 μm 에이른다. 6.3 관군내열전달계수계산한편, 관군내열전달현상은연소가스의열전달현상보다는비교적쉬운방법으로계산된다. 관내유체 Nu수는다음의식으로계산된다 (White, 1984, p.286). -36-

37 μ μ μ m 과 μ w 는유체평균점성계수와벽면에서의점성계수를나타내는데여기서는두값이같다고가정할수있다. D i 는내경을나타낸다. 관외부오염계수 (Fouling factor,ε o ) 는오일연소의경우 5.2 m 2 K/kW, 가스는 0 m 2 K/kW 으로설정하며고체연료의경우는연료마다다르기때문에개별자료들을찾아봐야한다 (Kakac, 1991, p410). 이상계산된 h c, h r, h i, ε o, ε i 로부터총괄전열계수 (U) 는다음과같이계산된다. ζ ε ε ζ 는보일러관수와연소가스의흐름방향에따라달라지는데, 일반적으로관수방향이연소 가스흐름에직교하면 1.0, 그렇지않고직교와평행이혼합되어있으면 0.95 로설정한다. 여기서는 1.0 으로설정하였다. 6.4 전열량계산전체열전달량은 Effectiveness/NTU 방법을사용한다. NTU 방법은유입유체의최대가능한열교환율 (Qmax) 을기준으로 Effectiveness 계수, ε를다음과같이정의하여사용한다. ε Q real 은실제열교환율을나타내고, C h, C c, C min 는각각고온유체열용량, 저온유체열용량, 두열용량중최소열용량을나타낸다. 열용량은유체의유량과비열을곱한값이다. 즉, NTU 방법은이 effectiveness 계수ε을구함으로써열전달량을계산하는것이다. 그런데이 ε은 NTU(Number of Transfer Units, = UA/C min ), 형상, 두유체의열용량비 (r = C min /C max ) 의함수이다. 즉, -37-

38 ε r=c min /C max =0 에이르는증발기, 응축기에서는다음과같은간단한식이사용된다. ε 다양한열교환기의 effectiveness,ε 에대한자료는문헌에서찾을수있으며표 3 은그중일 부를보여준다 (White, 1984, p. 524). ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε 열교환기의열전달계산과정을정리하면그림과같다. -38-

39 시작 출구가스온도가정 (T g, out ) 열전달계수 (h r, h c, h i ) 계산 Effectiveness 계산 (NTU method) 전열량및출구가스온도 (T g, out,2 ) 계산 새출구가스온도값 T g, out= T g, out,2 T g, out,2 = T g, out No Yes 출구온도 = T g, out 끝 -39-

40 7. 운전시고려사항 순환유동층연소로및보일러의설계와건설이완료된이후에운전에들어갈때, 유의해야 할사항중몇가지를여기서언급하고자한다. 7.1 초기유동화 순환유동층연소로의주요특성인유동사순환은유동사의입경과밀도그리고가스의유속과밀도에의해결정된다. 운전시동시에낮은온도에서운전되면가스유속이떨어지기때문에유동화가제대로형성되지않을수있다. 이러한경우, 보조연료를충분히투입하여온도를상승시키는작업이필요하며, 천천히연료투입량을증가시키면서운전해야할필요가있다. 특히, 국내무연탄과같이착화온도가높고반응율이떨어지는경우에는더욱주의해야할필요가있다. 다음그림은상온공기에서의유동사입경별종단속도모델값을보여준다. 그림 11의고온에서의종단속도와거의유사하지만, 입경이커질수록상온에서의종단속도는고온에서의종단속도보다작은값으로나타난다. 가스의온도가달라지면, 밀도와점성계수가달라지게되며, 이에따라종단속도에다소간의차이가있지만일반적으로순환유동층연소로에서사용하는입경범위에서는큰차이는보이지않는다. 따라서, 온도에상관없이종단속도는일정하게유지해야유동사순환조건이유사하게되는데, 실제연소로에서상온에서유동화조건을정상운전상태로유지하려면정상운전조건의공기유량의 3배에이르는높은유량을주입해야한다. 또는 LNG나경유버너등보조연료를충분히투입하여온도를상승시켜운전하는과정이필요하다. 이러한시동과정에서유량이충분하지않을경우순환유동화현상이정상적이지않을수있으므로운전시순환유동화조건에주의를기울여적절한대처를마련해야한다. 종단속도 (m/s) 유동사밀도 (kg/m3) 유동사입경 (micron) -40-

41 7.2 연료특성연료의연소특성은연소로내열유동과발전효율에영향을미치는중요한인자이다. 특히국내무연탄과같이휘발분이적고고정탄소분이많은경우, 연소조건을유지하는데어려움이있다. 다음그림은 Lafanechere (1995) 등이자체개발한 CFBC 보일러설계프로그램을이용하여연료의발열량별보일러효율을예측한결과이다. 발열량에따라보일러효율이크게달라지는것을보여준다. -41-

42 제 3 장. 전산해석을활용한순환유동층보일러설계 본연구는국내탄용순환유동층보일러의설계최적화를위한연구로써, 다양한전산해석모델을개발및활용하여대표적국내탄용순환유동층보일러인동해화력발전소를대상으로보일러관련기본설계값들을역으로도출하고, 핵심설계인자들을도출하는데필요한공학적도구들을제시하는것을목적으로한다. 이를위하여, 단입자석탄연소모델, 1.5차원순환유동층연소모델그리고, 전체공정의구성설비간상호영향을평가하기위한공정해석모델을개발하여, 주요성능인자인연소효율, 연소로온도, 증기발생량, 증기온도등에연료변경, 부하변경, 연소로형상변경등의설계및운전인자변경이미치는영향을이론적으로분석할수있는수치적도구들을개발하는것을연구내용으로하였다. -42-

43 1. 순환유동층공정모델해석 1.1 공정개요 본연구의모델링대상은동해화력순환유동층발전보일러로서기본설계조건은표 1과 2 와같으며, 그림 1과같은보일러구성을갖고있다. 순환유동층보일러에서연소공기와연료인무연탄이투입되면, 세개의 FBHE(Fluidized Bed Heat Exchanger) 와사이클론에서순환되는고온의유동사와만나면서연소가진행되고유동사와연소가스, 그리고비산재는순환유동층보일러를빠져나와 3개로구성된사이클론에서유동사와연소가스가분리된다. 사이클론에서분리된입자들은일부는직접순환유동층보일러로다시유입되고, 나머지는각사이클론별로연결된 FBHE로이동하여, FBHE에설치된증기계통관군에열에너지를공급하고다시순환유동층보일러로유입된다. 한편, 사이클론에서분리된연소가스는복사과열기, 1,2차과열기, 1차재열기, 절탄기의순으로통과하면서열에너지를증기계통에공급하게된다. 연소가스는절탄기이후의공기예열기에서연소공기에남아있는열에너지를공급하고집진기를거쳐굴뚝으로배출된다. 공기예열기에서가열된연소공기는순환유동층보일러와세개의 FBHE, 그리고 FBAC(Fluidized Bed Ash Cooler) 의유동화공기로분산되어공급된다. 순환유동층보일러에서비산되지못한재는 FBAC로유입되어보일러공급수를가열하고냉각되어배출된다. 한편, 보일러증기계통은그림 2와같은흐름도를갖는다. 보일러공급수는 FBAC의유동층열교환기관군내부로흐르면서재의현열을흡수하여가열되고, 그후에백패스의절탄기에서배출가스에의해가열되어증기드럼에유입된다. 증기드럼에서다운커머로내려가는공 -43-

44 정수는순환유동층관벽과 FBHE_EV(Evaporator) 의두설비로나뉘어유입되고, 각설비에서흡열하여증발한후에다시증기드럼으로유입된다. 증기드럼에서물과증기는분리되어물은다시다운커머를통해순환하고, 증기는복사과열기, 과열기, FBHE_FS(Final Superheater) 를거쳐 541 까지가열된후에과열증기터빈 (High Pressure Turbine) 으로유입되어동력에너지를제공한다. 과열증기터빈을통과한낮은압력의증기중일부는다시재열증기계통으로유입되는데, 재열증기계통은백패스의재열기와 FBHE_FR(Final Reheater) 를거쳐재열증기터빈 (Intermediate Pressure Turbine) 으로유입되어동력에너지를제공한다. 이상과같이동해화력순환유동층보일러는많은설비들이서로연계되어있는복잡한공정흐름을보이고있다. 각설비들은상호간에밀접한영향을미치는복잡한연결관계에있기에개별요소설비들를종합적이고복합적인공정모델을구현하여해석해야할필요가있다. 복사과열기과열기재열기 사이클론 1 사이클론 2 사이클론 3 순환유동층보일러 Air Gas & Solid Solid 절탄기 공기예열기 FBHE_Final Superheater FBHE_Final Reheater FBHE_Evapor ator FBAC -44-

45 복사과열기과열기재열기절탄기 증기드럼순환유동층보일러 Water Water & Steam Sat. Steam SH Steam RH Steam 과열증기터빈 공기예열기 FBHE_FS FBHE_FR FBHE_EV 재열증기터빈 FBAC 1.2 공정모델링순환유동층보일러공정모델은다음과같이크게세개의공정이상호연계된것으로구현하였다. 첫번째는그림 3에나타난공기및가스로구성된가스계통공정이며두번째는그림 4에나타난석탄, 재, 유동사등의고체계통공정이며세번째가그림 5에나타난증기계통공정이다. 가스및고체계통공정은공기또는연소가스 ( 기체 ) 와유동사 ( 고체 ) 의두가지상이한공간에공존하여설비에따라두계통은서로혼합되어거동하거나분리되는현상을고려하였다. 증기계통은물 ( 액체 ) 과증기 ( 기체 ) 의두가지상이혼합되어있거나분리되는현상을고려하였다. 세개의계통은상호간열전달을통해영향을미치는데각설비별열전달계산은표 3 와같은이론식들을이용하였으며, 각물질의비열, 엔탈피, 열전도계수, 점성계수등의물성치는실측값테이블로부터내적 (interpolation) 으로구하였다. -45-

46 복사과열기 Gas & Ash Q Steam Cyclone 1 Gas & Ash Sand FBHE_FS 과열기 Gas & Ash Q Steam 재열기 Gas & Ash Q Steam 절탄기 Gas & Ash Q Steam Air & Sand Q Steam Cyclone 2 Gas & Ash Sand FBHE_FR Air & Sand Q Steam Cyclone 3 Gas & Ash Sand FBHE_EV CFBC Gas & Sand Q Water & Steam FBAC Air Ash Q Water 집진기 FDF 공기예열기 Gas & Ash Q Air Air & Sand Q Water & Steam -46-

47 복사과열기 Gas & Ash Q Steam 과열기 Gas & Ash Q Steam 재열기 Gas & Ash Q Steam 절탄기 Gas & Ash Q Steam Cyclone 1 Gas & Ash Sand FBHE_FS Air & Sand Q Steam Cyclone 2 Gas & Ash Sand FBHE_FR Air & Sand Q Steam Cyclone 3 Gas & Ash Sand FBHE_EV Fuel Coal CFBC Gas & Sand Q Water & Steam FBAC Air Ash Q Water 호퍼 집진기 공기예열기 Gas & Ash Q Air Air & Sand Q Water & Steam -47-

48 복사과열기 Gas Q Steam 과열기 Gas Q Steam 재열기 Gas Q Steam FBHE_FS Air & Sand Q Steam FBHE_FR Air & Sand Q Steam HPT Steam 절탄기 Gas Q Steam Drum Steam Water CFBC Gas & Sand Q Water & Steam FBHE_EV Air & Sand Q Water & Steam FBAC Air LPT Steam Sand Q Water σ ε ε α 1.3 반복계산이상의총 16개의구성요소설비들은상호간에물질을교환하면서가스계통, 고체계통, 증기계통이복잡하게연결되어있는데, 이러한관계의복잡성으로인하여반복계산을통하여정상상태에서의주요설계및운전인자값들을계산하였다. 온도를주요인자로설정하여, 초기온도값을지정하고, 그에기준하여전체공정별열물질전달을계산한후에, 온도값을수정하여다시전체공정별열물질전달을계산하는방식으로, 온도값이더이상변하 -48-

49 지않을때까지계산을반복수행하여정상상태에서의값을획득한다. 1.4 해석결과본연구의결과로개발된순환유동층보일러설계분석프로그램과동해화력순환유동층보일러설계자료의비교검토를수행하여해석모델의적절성여부를평가하였다. 한편, 모델결과에중요한영향을미치는설계및운전인자들중순환유동층에서의열전달계수, FBHE에서의열전달계수, 유동사순환량은모델자체적으로계산되지않기에실험결과에근거한적절한값을표 4와같이선정하였다. 운전인자 BMCR MGR 100% NR 75% NR 50% NR 30% NR 상승부열전달계수 (W/m2 K) 유동사순환량 (kg/s) FBHE_FS 유동사유입량 (kg/s) FBHE_FR 유동사유입량 (kg/s) FBHE_EV 유동사유입량 (kg/s) 계산결과상승부열흡수 (Gcal/hr) 148(134) 153(134) 135(126) 108(110) 79(75) 40(37) 과열증기온도 ( C) 541(541) 541(541) 541(541) 541(541) 541(541) 519(519) 재열증기온도 ( C) 541(541) 541(541) 541(541) 541(541) 541(541) 500(500) 증기발생량 (t/hr) 704(693) 696(680) 631(614) 447(443) 301(294) 185(183) 연소실출구가스온도 ( C) 991(900) 972(900) 941(900) 889(900) 837(816) 732(676) 모델결과와기본설계를비교해보면그림 6의주증기유량은모델과설계값이매우근접한것을확인할수있다. 한편, 모델의정확도를높이기위해서는표 4에나타난주요한인자들을적절하게선택하는것이영향을받는다. 표 4의주증기최종온도, 재열증기최종온도등증기온도는설계값과계산값이일치하는가운데, 그림 6의증기발생량역시설계값과유사한계산값을보인다. 그림 7의상승부열전달량은부하가 100% 이상인경우계산값이다소높게나타나고있는데그원인은그림 8 의연소로출구온도를보면알수있다. 그림 8의연소로출구온도는설계값의경우부하 100% 이상에서 900 를유지하지만, 실제운전결과이는현실과동떨어진가정으로, 현재 100% 부하에서출구온도기준 950 정도에서운전되고있음을감안하면, 모델에의한계산값이더현실적임을알수있다. 그림 9의공기예열기출구가스온도역시계산값과설계값이일치하고있어, 본공정모델의정확도를신뢰할수있음을확인하였다. -49-

50 계산결과설계값 600 증기발생량 (t/hr) BMCR MGR 100% NR 75% NR 50% NR 30% NR 설계조건 상승부열흡수율 (Gcal/hr) 계산결과설계값 -50-

51 연소로출구가스온도 (C) 계산결과설계값 0 BMCR MGR 100% NR 75% NR 50% NR 30% NR 설계조건 공기예열기가스출구온도 (C) 설계값모델값 1.5 요약순환유동층 copyright@ 연소로는국민대학교유동사와신에너지연구실연료의원활한혼합, d.shin@kookmin.ac.kr., 그리고유동사와전열관의높은전열효 tel: 율특성으로국내무연탄등저급연료의고효율연소에적합한설비이지만, 사이클론, -51- FBHE등을거쳐순환하는복잡한유동사의거동및 FBHE에서의열전달현상으로인하여다른연소기기에비해설계및해석이어려운점이있다. 이러한모델링상의복잡성을해결하기위하여공기와연소가스를포함하는가스계통, 유동사와재의흐름을포함하는고체계통, 그리고보일러관내에서열을흡수하는증기계통에대한공정모델을구축하였으며, 상

52 한공정모델을개발하였다. 개발된모델결과와기본설계서에나타난설계조건들을비교한결과, 보일러주증기유량, 온도, 재열증기온도등주요성능인자가일치하여모델의적절성을확인하였다. 또한, 기본설계서에는나타나지않은다양한중요인자들의변화를모델을통해예측할수있었다. 본모델은다양한운전조건변화에대해적절한결과값을제공하며, 또한, 설계수정시에발생할수있는현상들을미리예측할수있는도구로서유용하게활용될수있다. -52-

53 2. IEA-CFBC 모델해석 순환유동층연소로의모델링방향은연소로축방향만을고려하는 1 차원모델링부터연소 로를축방향및횡방향의일부를 core 와 annulus 로나누는 1.5 차원의모델링이있다. 그리 고최근에는축방향과횡방향을모두고려하는 3 차원의모델링으로구분되어지고있다. 그 러나 3 차원모델링경우에는아직많은연구개발이필요한상태이다. 이와는달리 1 차원과 1.5 차원모델링에대한연구는이미많이진행되어응용및적용되고있다. 이들모델링의 기본구조는수력학적특성, 입자분포, 연소특성및배가스특성, 열전달과그리고재순환 등의항목들로구성되어있으며, 이의모델링적용사례는표 5 에나타내었다. 유동층기술은여러해동안많은산업공정에서이용되어왔지만, 유체역학적거동은잘알 려져있지않다. 단일입자들의거동이물리적법칙, 운동량, 충돌특성에의해모델화될수 있음에도불구하고, 유동층에서입자들의기체 - 고체와고체 - 고체간상호작용은아직까지 좀더연구해야할분야이다. 상승부에서많은입자들은가스와입자간 slip 을증가시킨다는 것이처음으로 Yerushalmi 와 Cankurt(1978) 에의해언급됐고, 이러한사실을 Levenspiel (1993) 은 자연이준선물 이라고불렀다. Ref. Fluid dynamics 크기분포 석탄연소 SO2 NOX 열전달증기생산 -53- 재순환상태 Alstrom 1-dim dyn Halder 1-dim std IST 1-dim std Lin 1-dim std Siegen 1-dim std Xu 1-dim std Zhang 1-dim dyn Mori block std Basu 1.5-dim std Haider 1.5-dim std Hiller 1.5-dim std IEA 1.5-dim std 주 ) std= steady-state, dyn=dynamical, =consideration, =no consideration 국제에너지기구 (IEA) 에서개발한순환유동층연소모델은순환유동층내에서발생하는반응 과열전달, 그리고물질전달을현실적으로해석할수있는 1.5 차원모델이다 [5]. 본연구에 서는순환유동층유동화거동특성을분석하고, 각종반응및열전달을해석하는데본코드 를활용하였다. 또한, 본코드에서도출된설계인자들은앞절의공정모델링에적용되는데, 특히, 유동사순환량, 벽면열전달량은공정모델에서활용하여현실적인공정해석에필요한 자료를제공한다. 그림 10 부터그림 16 까지는 IEA-CFBC 해석코드결과의일부분을보여준다. IEA-CFBC 코 드는각종화학종분포, 열전달등을계산할수있는유용한툴로서설계에유용하게활용될

54 수있다. 본연구에서는 IEA-CFBC 코드의열전달계산과고체상순환율을공정해석의인자 로활용하였다. Temperature (C HEIGHT(m) Temp core(c) Temp annulus(c) Solid Fraction HEIGHT(m) -54-

55 Heat Transfer Coeff.(W/m2K) HEIGHT(m) ALFACON ALFARAD O 2(% )

56 C O (ppm ) HEIG HT(m ) SO 2(ppm )

57 NO (ppm ) HEIG HT(m ) -57-

58 3. 촤연소모델해석 서가장오랜시간동안지속되는것이고정탄소반 향이있으며, 특히국내무연탄의경우는고정탄소 오래걸린다. 표 6 는일반적인촤연소화학반응식 다음식 (1) 은 Smoot의촤연소모델을나타낸다. 촤연소모델은온도에의한반응율과산소의확산속도, 그리고촤입자의조직구조에따른산소확산속도의세가지지배반응요소가있는데, 본연구에서해석하고자하는촤입자의연소효율은식 (1) 을시간에따라적분하여연소율을계산하여구한다. 한편, 본연구에서는산소확산과촤입자조직구조의영향은순환유동층의특성상빠른혼합과입자마모의특성으로영향을미치지않는것으로가정하였다. -58-

59 다 [3] Rosin-Rammler 0.4 Measured Particle Size (micron) Cumulative Mass Fraction 그림 21 은전기집진기전단인공기예열기하부에서포집된분진의입도분포와 Rosin-Ramler 입도분포모델을보여준다. 전기집진기에서포집된분진보다입도가크며평 균입도는 60 micron 정도로나타났다. 1 Cumulative Mass Fraction Rosin-Rammler Measured Particle Size (micron) -59-

60 관계로전기집진기및공기예열기하부에서포집되는비산재의강열감량이설계치보다서너배높게나타나고있다. 설계서상에는전기집진기와공기예열기하부에서포집되는비산재의미연탄소분비율은 3.06% 이하로표시되어있지만, 운전결과, 전기집진기에서는 18~20%, 공기예열기하부에서는 6%~10% 범위내에서측정되고있다. 또한, 입도가작을수록미연탄소비율이높아지는것으로나타나고있는데, 이는입도가작은석탄은사이클론에서포집되지못하고곧장배출되기때문이다. 반면, 입도가크게되면, 부유하여사이클론에이르렀어도, 사이클론원심분리효과에의해가스와분리되어다시연소로내로유입될확률이높아져실제연소실체류시간이증가하게된다. 100% 운전부하에서입도별연소로평균체류시간과완전반응에필요한반응시간을계산한결과는그림 22와같다. 입도가 10micron 이하이거나 50micron 이상이면입자의연소로내평균체류시간이완전반응에소요되는시간보다길기때문에강열감량이낮을것으로예상되지만, 입도가 10~50 micron 범위내의입자는평균체류시간이완전반응시간보다짧아서완전연소되지못하고방출될가능성이높다 완전반응시간평균체류시간 시간 (sec) 입도 (micron) 비산재에포함된미연탄소비율 ( 강열감량 ) 은입도에따라미연탄소비율이달라지므로입도 분포를고려한연소효율계산을수행해야한다. 다음식은비산재에포함된강열감량계산 식이다. copyright@ 국민대학교신에너지연구실, d.shin@kookmin.ac.kr. (2) tel: 위식을이용하여전기집진기에서포집된비산재의입도별미연탄소비율을누적분포로도시하면그림 23과같다. 실험결과와거의일치하는것으로나타나는데, 35 micron 이하의입자들에대부분의미연탄소가포함되고소량이그이상의입자에남아있는것을예측하였다. 한편, 그림 24의공기예열기하단에서의미연탄소비율은다소높게예측되고있는데아

61 20% 16% 누적강열감량 12% 8% 4% 모델결과 1 호기측정값 (18.2%) 2 호기측정값 (19.3%) 0% 입도 (micron) 량 20% 16% 모델값 1 호기측정값 (9.9%) 2 호기측정값 (6.8%) 그림 25는이상의촤연소모델을활용하여전기집진기에서포집되는비산재의강열감량과밀접한관계에있는고정탄소비율과가스체류시간의영향을모델을이용하여예측한결과이다. 가스체류시간이길어질수록, 그리고연료중고정탄소비율이낮아질수록전기집진기평균강열감량은낮아지는것을확인할수있다. 설계서에나타난 3.06 % 의강열감량을만족시키려면가스체류시간은증가해야하며, 또한고정탄소비율도낮아져야하는것을알수있다. 그외에도연소로온도와산소농도등도비산재강열감량에영향을미치는인자이지만, 운전안정성및효율보장을위하여마음대로변화하기어려운인자이므로여기서는검토대상에서제외하였다. -61-

62 평균강열감량 30% 25% 20% 15% 10% 5% 현재운전조건 고정탄소비율 (%) % 가스체류시간 (sec) 이상촤연소모델은순환유동층연소로설계에필요한연소공학적기초정보를제공하여, 효율증대를위한설계및운전가이드라인을제공할수있는기능을갖음을확인하였다. 다양한변수변화평가및실제플랜트측정값과비교를통해차후좀더유용한모델로개선될수있음을확인하였다. -62-

63 4. CFD 를이용한해석 순환유동층은유동사와가스, 유동사간, 그리고가스간의상호간섭효과가매우큰특징을갖고있으며, 최근, 전산유체역학의발달로인하여순환유동층의복잡한유동특성을해석할수있는기술들이개발되고있다. 현재까지개발된기술은입자의입도가일정한조건에서유동화, 열전달, 반응까지해석이가능한모델이개발된상태이다. 아직까지, 입도의분포를고려할수있는수준은되지않고있으며, 유동층내석탄의연소또한해석하기어려운난제로남아있다. 본연구는 CFD를이용하여기본적인유동화조건의해석가능성을타진하는수준에서동해화력발전소모델과그의 1/10 규모플랜트의냉간유동화유동특성을해석하고자한다. 순환유동층의다상유동해석은 Eulerian 모델에의해 3차원비정상상태의직교좌표계에서다상유동 ( 기체상-고체상등 ) 의체적분률에대한질량, 운동량방정식을적용한다 (Fluent, 2001) 다음식 1는다상유동에대한연속식 (continuity) 이다. 여기서, 는 q상에서체적분률 (volume fraction) 을나타내고, v q 는 q상에서의속도 (m/s), m pq 는 p에서 q상까지의물질전달을의미한다. 다상 (multiphase) 에대한기체상과고체상에대한운동량방정식은다음식 (2), 식 (3) 과같다. 여기서, 는외부 body force 이고, 는 lift force 이며, 는 virtual mass force 를 나타낸다. -63-

64 여기서, p s 는입자상에대한고체압력이며, K ls (=K sl ) 는기체상 (l) 과고체상 (s) 사이의운동량교환계수이고, N은존재하는총상 (phase) 의수이다. 그리고기체와고체간상호작용 (phase interactions) 에는고체와기체의 slip velocity에는 Manninen 등이제안한값을사용하였으며, 입자간항력계수는 Gidaspow에의해제안된값을사용하였다. 그리고난류모델은표준 k-ε모델이적용되었다. Zone (Name) Type Conditions Velocity(m/s) Volume fraction Primary air Velocity inlet Fluidizing air Velocity inlet Outlet Pressure 비교를위한소형장치규모는본연구에수행되었던높이 3m, 내경 0.05m이며, 대형장치는현재가동중에있는동해화력순환유동층보일러를사용하였으며규모는정방형 (Rectangular) 높이 32m, 세로 19m, 가로 7m와높이 7m의하단부가경사져있는형태의 (Tapered type) 연소로이다. FLUENT를이용한해석결과로는소형과대형규모에있어서공히농후영역은높이의약 20% 정도를차지하고나머지는희박영역을나타내는것을볼수있다 ( 그림 26). 이는스케일링법칙의무차원화변수중기체밀도 (ρ g =1.225kg/m 3 ) 에대한고체밀도 (ρ s =2500kg/m 3 ) 비를일정한 값을기준으로높이별고체분률비율을나타내었으며입자직경은 500μm으로하였다. 또한 3차원반경방향해석에있어서는소형규모에있어서코어 (core) 와애뉼러스 (annulus) 영역의명확한구분을볼수있으나, 그림 27의대형규모에서는그구분이명확하지않음을나타냈다. 그림 28는동해화력순환유동층보일러의 3차원유동해석에대한속도벡터를나타낸다. 이로서단순스케일링법칙의무차원변수중기-고체간밀도비 (ρ s /ρ g ) 를일정하게놓고 FLUENT에의해스케일업을하였을경우상승부높이별고체분률분포가유사하게나타났으며, 희박영역에서는잘일치하나농후상에있어서는약간의차이가나타나는데, 이는 -64-

65 소형과대형규모에있어서형상 (geometry) 과고체의입경범위의차이등에의한것으로 볼수있으며향후스케일업의모델링연구에있어기초및평가자료를확보한데그의의 를둘수있다. -65-

66 Height[%] /10 Scale(Lab.) 1 Scale(Tonghae) by CFD_FLUENT Solid fraction[%] -66-

67 (a) Return part (b) Cyclone + Loopseal -67-

68 상용 CFD 코드는실험과비교하여축방향고체분률에있어잘일치함을볼수있으며차후스케일업 (scale-up) 연구에유용한방법이될것으로예상되었다. 상용코드를이용한 3차원반경방향해석에있어서도코어 (core) 와애뉼러스 (annulus) 영역의명확한구분을볼수있으며, 상승부내경이작을수록애뉼러스영역이두껍고고체밀도가포물선형을이루며, 희박한부분에서이반경분포가다소편평한것을볼수있다. 단순스케일링법칙의무차원변수중기-고체간밀도비 (ρs/ρg) 를일정하게놓고 FLUENT에의해스케일업을하였을경우높이별고체분률분포가유사하게나타났으며, 희박영역에서는잘일치하나농후상에있어서는차이가나는데이는소형과대형규모에있어서형상 (geometry) 과입경분포차이에의한것으로볼수있다. -68-

69 5. 요약 본장에서는다양한전산해석기법들을활용하여순환유동층보일러의성능을예측할수있는모델들을개발하였으며, 개발된모델들을활용하여최적설계를위한다양한변수해석을수행하였다. l 공정해석모델을이용한전체공정최적화 전체공정해석모델은연소로구성요소간영향을평가할수있는성능을갖고있으며, 설계서의주요설계및운전인자값들과비교한결과거의일치함을확인하였다. 보일러의중요한기능인증기발생량, 각부위가스및증기온도, 위치별열전달량등에서설계값과일치하는결과를보였으며, 설계및운전에서관찰할수없는중요한운전인자들의영향을해석할수있는능력을보유하게되었다. l CFBC 전문해석코드를활용한연소및유동화최적화 IEA-CFBC 코드는순환유동층내유동화및연소현상을정밀하게해석할수있는코드로서이미많은연구자들에의해활용되고있다. 본연구에서도, 앞의공정해석모델이해석할수없는부분인연소로내열전달량, 유동사순환량등을설정하는데참조하였다. 다만, IEA-CFBC 코드내연소모델과열전달모델에개선의여지가발견되었는데, 벽면열전달계수가과다하게예측되는점과, 연소실출구온도가낮은점등은차후개선할부분이다. l 촤연소모델을이용한촤연소환경최적화 비교적단순한촤연소모델은여러가정이포함되어있고이론값이라는단점이있지만다양한연소조건변화에대해손쉽게결과를예측할수있는장점을갖고있다. 모델을활용하여해석한결과, 연료의고정탄소성분이낮을수록그리고연소로내체류시간이길수록비산재의미연탄소비율은낮아지는것을확인할수있었다. 이연소모델은차후 IEA-CFBC 코드나공정해석모델에포함되어좀더정확한해석을가능하게하는데기여할수있다. l CFD 코드를활용한연소로열유동최적화 IEA-CFBC 코드등순환유동층전용으로개발된해석코드들은대부분 1차원적연소모델을이용하고있다. 따라서, 실제로발생하는 3차원적열유동장의영향을해석하는데한계가있다. 최근해석기술발전으로 CFD를활용한순환유동층해석가능성이증가하고있는데, CFD는유동화특성최적화, 2차공기노즐설계최적화등에활용할수있다. 아직까지는유동층내석탄연소까지해석하는것에는무리가있다. 이상의다양한전산해석모델들은각자의장단점을상호보완하며순환유동층설계최적화에 유용하게활용될수있음을본연구를통해확인하였다. -69-

70 제 4 장혼소를위한순환유동층 RPF 연소특성실험 1. 연구배경및목적본연구는국내탄용순환유동층보일러의성능향상을위한한가지방안으로연료고정탄소성분을낮추기위하여 RPF를혼소하는방안에대한연구이다. 석탄과 RPF의연소특성을비교하여혼소시발생할수있는현상을이해하기위한기초자료를획득하는것을목적으로한다. 산업및경제발전으로생활수준이크게향상되면서 2000년대에폐플라스틱의발생량이급격하게증가되었다. 표 1과같이 1990년대의발생량은거의같은수준이나 2000년에약 1,000톤 / 일이증가하였고 2002년현재약 10,000톤 / 일에달하고있다. 이것은대부분생활수준의향상으로인한것이며생활및사업장폐기물이약 80% 를차지하고있다. 구분 1996년 1997년 1998년 1999년 2000년 2001년 2002년 생활폐기물 2,443 2,518 2,975 3,320 3,457 3,707 4,005 사업장폐기물 3,714 2,190 2,063 2,608 3,386 3,848 3,607 건설폐기물 ,310 1,821 1,800 계 6,991 5,518 5,693 6,896 8,154 9,376 9,413 폐플라스틱을원료로제조한고형연료제품인 RPF((Refused Plastic Fuel) 는가연성폐기물 ( 지정폐기물및감염성폐기물을제외 ) 을선별 파쇄 건조 성형을거쳐일정량이하의수분을함유한고체상의연료로제조한것으로서, 중량기준으로폐플라스틱의함량이 60% 이상함유된것으로정의하고있다. RPF 제조공정은선별, 파쇄, 건조, 성형공정으로이루어지는데, 제조회사마다제조공정에약간의차이가있으며만들어지는 RPF의성상에도변동이있다. 국내에서는 일 자원의절약과재활용촉진에관한법률시행규칙 에서폐플라스틱고형연료 (RPF) 를환경부장관이정하여고시하는기준에적합한제품일경우재활용제품으로규정하여국내제조및원료사용의길이열렸다. 국내최초의 RPF 제조및공급업체인 ( 주 ) 코리아리사이클시스템 (KRS) 이 일준공되어 일 RPF 품질 규격인증 ( 제2003-1호 ) 을획득하였고, 현재 ( 04년 4월말기준 ) 전국적으로 14개업체가공식인증을획득하였다. 그리고 폐플라스틱고형연료제품의품질기준 사용처등에관한기준 이 일고시 ( 환경부고시제 호 ) 되어현재시멘트킬른원료로대부분사용되고있다. -70-

71 구분 1996 년 1997 년 1998 년 1999 년 2000 년 2001 년 2002 년 매립 1,608 1,620 1,640 1,734 1,696 1,683 1,703 생활폐기물 사업장폐기물 건설페기물 총계 소각 재활용 ,094 1,236 1,321 계 2,443 2,518 2,975 3,320 3,457 3,707 4,005 매립 , 소각 1,319 1, ,815 2,330 2,841 2,459 재활용 2, 계 3,714 2,190 2,063 2,608 3,386 3,848 3,607 매립 소각 , 재활용 계 ,310 1,821 1,800 매립 2,494 2,273 3,278 2,396 2,250 2,369 2,492 소각 1,676 1,866 1,017 2,832 3,761 4,668 4,433 재활용 2,820 1,380 1,397 1,669 2,143 2,339 2,488 계 6,991 5,518 5,693 6,896 8,154 9,376 9,413 일본의경우자원순환형사회구축을목표로포장용기리사이클링법등이시행되면서폐플라스틱의고형연료화사업이활발하다. 경제산업성과환경성이공동으로심사지원하는 Eco-Town" 사업에의해서폐플라스틱의물질재활용및연료화사업이확대되고있다. ( 주 ) 사닉스에너지가홋카이도토마코아이시에서 2002년 6월부터가동을시작한 74MW 규모의외부순환유동층보일러는 705톤 / 일정도의 30mm 정도의미성형 RPF를사용하고있다. 오카야마현에있는미즈시마플랜트는유동층식하수슬러지 /RPF 혼합소각발전소로서슬러지 209톤 / 일, 폐플라스틱 66톤 / 일정도를사용하며 1.2MWe 정도의전력을생산한다. 토요다자동차의내부순환유동층발전소는자동차폐차 Shredder Dust를사용하여직경 40mm, 길이 200mm 정도의 RPF를만들어서 216톤 / 일정도를연소하고 16MWe 정도를생산한다. 태평양시멘트는석유대체에너지이용리사이클프로젝트를수행하여실제조업중인포틀란드시멘트제조용킬른에서크기가 3mm이며염소농도가 4,000 ppm 정도인미성형 RPF를보조연료로사용하여주연료인오일코크스사용량의 35% 까지대체하였다. 이처럼일본에서는 RPF를이용한순환유동층연소기술이상용화되고있다. 그러나국내에서는 RPF의성상및질에따라등급을나누어공급하고있을만큼 RPF에관한법적기준은마련되어있으나관련연구실적및상용화는거의없는실정이다. 그리고이러한기준은일반보일러에서의연소특성을기준으로성상및질에따른등급이결정되어있으며, 휘발분이많아적절한체류시간의확보가필요하고부식성가스성분인염소를함유하고있는 RPF의연소에서는대기오염을최소한으로하는순환유동층연소로가적합한것으로생각된다. -71-

72 따라서, 본연구에서차세대대체연료개발을위한순환유동층연소기술설계및운전기술개발을목표로기초연구개발의일환으로 RPF를이용한순환유동층에서의연소가능성을타진해보고공정변수를도출하고, 설계기초자료로써연소특성 ( 온도분포 ), 연소가스분석등을연구하고자하였다. -72-

73 2. RPF 현황 2.1 RPF 사용기준 RPF(Refuse Plastic Fuel) 은가연성폐기물 ( 지정폐기물및감염성폐기물을제외 ) 을선별 파쇄 건조 성형을거쳐일정량이하의수분을함유한고체상의연료로제조한것으로서, 중량기준으로폐플라스틱의함량이 60% 이상함유된것으로정의하고있다.( 폐플라스틱고형연료제품의품질기준 사용처등에관한기준, ) 이러한 RPF를사용하게된경위는 일 자원의절약과재활용촉진에관한법률시행규칙 에서폐플라스틱고형연료 (RPF) 를환경부장관이정하여고시하는기준에적합한제품에한하여재활용제품으로규정하였고, 일 RPF를제조하는 ( 주 ) 코리아리사이클시스템 (KRS) 을한국리사이클링협회주관하에시범공장으로경기도안성시에준공하였다. 그리고, 일 폐플라스틱고형연료제품의품질기준 사용처등에관한기준 을고시하였고 ( 환경부고시제 호 ), 일 ( 주 )KRS는국내최초로 RPF 품질 규격인증 ( 제2003-1호 ) 을획득하여현재전국 14개업체가인증을획득하여운영중에있다. 폐플라스틱고형연료제품의품질기준 사용처등에관한기준은표 3의품질기준, 표 4의규격, 표 5의사용시설등급, 표 6의사용시설등급별사용가능 RPF 규격과같다. 크기 저위발열량 HCl농도 수분 직경 50mm이하, 길이 100mm이하 6,000 kcal/kg 1,000 ppmv이하 10% 이하 연소성에따라 HCl 배출농도에따라 가 군 직경 20mm미만의성형RPF 나 군 직경 20mm이상 50mm이하의성형RPF 1급 50ppmv이하 2급 50ppmv초과 300ppmv이하 3급 300ppmv초과 1,000ppmv이하 HCl( 염화수소 ) 농도는연소관식 HCl 농도분석법에따라표준산소농도 12% 로보정한연소시의농도 -73-

74 A 등급 B 등급 가 나 산성가스를처리하기위한건식, 반건식또는습식처리장치 ( 처리공정을포함 ) 및비산재를처리하기위한전기집진기또는여과포집진기를구비하고 RPF 를발열량기준으로 30% 이내에서보조연료로사용하는시멘트소성로, 10MW 이상인화력발전소및석탄사용량이시간당 2 톤이상또는액체연료사용량이시간당 1,200 리터이상인지역난방시설, 산업용보일러 제철소고로, 슬러지처리시설 RPF 전용사용시설로서 RPF 사용량이시간당 2 톤이상이며, 산성가스를처리하기위한건식, 반건식또는습식처리장치및비산재를처리하기위한전기집진기또는여과포집진기를구비하고소각로에준하는성능검사에합격한산업용보일러 RPF 전용사용시설로서 RPF 사용량이시간당 200kg 이상 2 톤미만이며산성가스를처리하기위한건식, 반건식또는습식처리장치및비산재를처리하기위한전기집진기또는여과포집진기를구비하고소각로에준하는성능검사에합격한산업용보일러또는 RPF 사용량이시간당 200kg 이상 2 톤미만인슬러지처리시설 사용시설등급 RPF 규격 A B 1 가, 나 2 3 규격별 사용시설별로 는사용이가능함, 는사용불가능을의미함 2.2 RPF 제조및공급현황현재국내에서 폐플라스틱고형연료제품의품질기준 사용처등에관한기준 의품질기준에적합한제품으로인증된업체는 ( 주 )KRS(Korea Recycling System), ( 주 ) 에너지, ( 주 ) 한국자원환경등 14개업체 ( 한국자원재생공사 ) 로서모든인증업체가 RPF를제조 공급하는것은아니며, ( 주 )KRS가 일공장을준공하여현재제품을제조 공급하는것으로조사되었다. 표 7에서는국내 RPF 품질기준인증업체를나타내었다. -74-

75 순번회사명 지역 위치 1 ( 주 ) 리젠스 전남 곡성군 2 제일이엔씨 경기 김포시 3 ( 주 ) 태백엔지니어링 경기 안산시 4 ( 주 )KRS 경기 안성시 5 일성산업 ( 주 ) 경남 마산시 6 ( 주 ) 고려자동화 경남 김해시 7 ( 주 ) 에너지 경남 울산시 8 ( 주 ) 한국자원환경 경북 문경시 9 케이엔씨케미칼 ( 주 ) 경북 포항시 10 NTM Korea 경북 고령군 ( 주 )KRS 제공자료기준 현재 ( 주 )KRS에서는 6,000톤 / 년의생산능력으로생산하고있으며, 주요공급처는시멘트 소성로에대부분공급하고있다. 향후수요처로서순환유동층석탄보일러, 하수슬러지소 각로, 소형 RPF 전형보일러, 고로환원제 (POSCO) 등을예상하고있다. 표 8 에서는 ( 주 )KRS에서의운영현황을나타내었다. 구분현황 부지약 5,000 평 공장규모 건평 325 평 주요시설 생산능력 발열량 6,000 톤 / 년 파쇄기 ( 독일 ), 성형기 ( 미국 ), 자력선별기, 정량공급기등 6,000kcal 이상 생산제품 비중 0.8 ~ 1.2 제품크기 30 x 30 x 50 mm Pellet 2.3 RPF 물성분석사용연료는경기도안성소재의 ( 주 )KRS(Korea Recycling System) 에서제조된 RPF를사용하였으며, 직경 5cm이하, 길이 10cm이하로그림 1의좌측그림과같다. 기존의제품이실험장치의연료투입구크기때문에그림 1의우측그림과같이가로세로약 2cm로분쇄하여사용하였다. -75-

76 그리고, 연소특성을분석하기위해본실험에서사용한 RPF에대해공업분석 (Proximate Analysis) 과원소분석 (Ultimate Analysis) 을실시하였다. RPF는한가지성분이아닌여러성분이혼합된연료로성분을분석하는방법으로공업분석과원소분석방법이사용된다. 공업분석을통하여연료중수분, 가연분, 회분의질량비를알수있고, 원소분석을통하여가연분중의탄소, 수소, 산소, 질소, 황의질량비를알수있다. 공업분석과원소분석의차이는그림 2에나타낸바와같다. 연료를완전히연소시킨후연소생성물들이연소전의연료의온도까지내려갈때방출하는에너지의총량인연료의발열량은고위발열량 (HHV: High Heating Value) 과저위발열량 (LHV: Low Heating Value) 을측정하였다. 발열량은연소생성물중물이수증기상태로존재할때의발열량을저위발열량이라하며, 물이완전히응축한상태의발열량을고위발열량이라한다. 고위발열량계산식에는 Dulong식, Steuer식, Scheuer-Kestner식등이알려져있다. -76-

77 수분 회분 ( 재 ) S N O 가연분 Dry + Ash Free Dry Raw Fuel H C 일반적으로고위발열량계산에 Dulong 식을사용하며, 다음식 (1) 와같다. Ultimate Proximate Analysis Analysis (1) 저위발열량의계산은다음식 (2) 과같다. (2) 여기서, C, H, O, S 는원소분석상의각원소의질량비율이며, W 는연료중수분의비율이 다. 분석결과는표 9 에서와같다. -77-

78 3 실험장치 3.1 장치설명 실험장치는그림 3에서보는바와같이연료인 RPF를공급하는연료주입설비, 공기공급설비, 연소가이루어지는상승부, 연소기체와유동사를분리하는사이클론및냉각설비로분류된다. RPF 주입설비는연료 hopper, 가변속 screw feeder 등으로구성되며, 공기공급설비는 comperssor, gas regulator, flow control valve, gas flow meter 등으로구성된다. 연소기체와유동사및미연소분인고체를분리하여연소가스를배출하는 cyclone과 cyclone에서제진된연소가스는 water scrubber에서추가로세정된다. 세정수는 scrubber를통한후배수되며, 세정된기체는 ID Fan(induced draft fan) 을거쳐서배출된다. 부분별치수는그림 4에서보는바와같으며, 장치별사양으로연료투입구는연료피더를수평과 60 도의각도로연결하였고, 관내경 4cm, 두께 0.5cm, 길이 27cm, 연결플랜지는두께 1cm, 외경 9cm, 구멍수 8개, 구멍직경 1cm로하였다. 상승부는관내경 9cm, 두께 0.5cm로상하가플랜지로연결되며, 하부길이는 69cm, 상부길이는 182cm 로총 251cm 이다. 연결플랜지는두께 1cm, 외경 15cm, 구멍수 8개, 구멍직경 1cm로하였다. 루프실은내경 14cm, 두께 0.5cm, 높이 36cm, 연결플랜지는두께 1cm, 외경 20cm, 구멍수 8개, 구멍직경 1cm로하였다. 상승부공기주입부는내경 9cm 두께 0.5cm 높이 10cm, 연결플랜지는두께 1cm, 외경 15cm, 구멍수 8개, 구멍직경 1cm로하였다. 하강부는내경 4cm 두께 0.5cm 이며총높이 187cm가플랜지로연결되어상부는 126cm, 하부는 61cm로하부 -78-

79 의 28cm는루프실내부로관통한다. 사이클론및출구는원통의내경12cm, 두께 0.5cm, 길이 26cm, 호퍼의길이 26cm 두께 0.5cm, 상단내경 12cm, 하단내경 4cm, 출구내경 5cm, 두께 0.5cm, 출구내부길이 6cm, 출구외부길이 4cm, 연결플랜지는두께 1cm, 외경 11cm, 구멍수 8개, 구멍직경 1cm로하였다. 측정포트는니플을용접하고캡으로바깥쪽을봉하였고, 길이 15cm, 내경 1cm, 두께 0.5cm, 상승부에 4개, 루프실에 1개를설치하였다. 그리고상승부출구는사각관으로폭 3.25cm, 높이 5cm, 길이 21. 5cm로상승부출구와사이클론입구를용접하여연결하였다 Unit: mm 연료 Hopper 2 상승부 (Riser) 3 유동사투입구및관측창 4 루프씰 (Loop Seal) 5 유동사순환배관 6 상승부분산판 7 루프씰분산판 8 하강부 (Downcomer) 9 사이클론 10 측정포트 11 상승부출구

80 상승부의설계는무연탄의시간당연소되는용량을 2kg로하여설계를하였다. 이때의 Air-Fuel ratio가약 10.6이고, 공기의유량은약 300lpm이된다. 상승부높이는실험실의층고를넘을수없기때문에 2.48m로설계되었고, 일반연소로의최하체류시간인 2초이상의체류시간을얻기위하여, 공탑속도는 1m s으로결정하였다. 공탑속도는상승부에공급되는유량을상승부의단면적으로나누어구할수있다. 이러한조건들을고려하고 Sus 304재질의원통관직경의규격을고려하여상승부내경을 11cm로설계하였다. 관의내경은다음식 (3) 와같이계산하여구하였다. D R V ³ 4 pu o (3) 여기서 DR 은상승부직경, 은상승부공급공기유량, uo는공탑속도를의미한다. 순환유동층상승부 (Riser) 에사용한 1차공기분산판은내경 1cm의오리피스를 2.25cm 정방간격으로총 4개를배열하여그림 3.3 (a) 와같고, J-밸브에서유동화공기분산판은내경 1cm 오리피스를 3.5cm 정방간격으로총 3개의구멍을갖는다공형분산판을사용하였으며그림 3.3 (b) 와같다. 그리고 1cm의나사산과 1cm직경의 4개의노즐로구성된트위어를나사식으로분산판에조립하였으며그림 5 (c) 와같다. 유동사의상승부로의재유입을우해루프씰 (Loopseal) 과상승부 (Riser) 사이에재순환 (Return Leg) 부분은 45 의경사를이루고내경 4cm, 두께 0.5cm, 길이 30cm로루프실상부와상승부하부를연결하였다. -80-

81 Unit: cm 구형상이유동의흐름에최대한방해가구와 90 의각을이루게하였으며, 출구각형으로제작되어사이클론과접선방향으입되는유동은기체와고체의분리가이 ter) 이상의입자들은포집되어하강부를승부분산판위에설치된재순환연결부연속적재순환이이루어지기때문에순계는그림 3.4에서와같다. 이러한사이치수를기준으로설계하였다. -81-

82 D o H W D i L 3 L 1 L 2 Diameter of cylinder D o = 120 Length of cylinder L 1 = 250 Length of cone L 2 =250 Length of exit duct L 3 =60 Height of entrance H = 50 Width of entrance W = 32.5 Diameter of exit cylinder D i = 65 Diameter of dust exit D d = 40 D d 공기예열기는상승부에주입되는 1차공기의온도설계조건을입구온도 (Ti)=300K, 출구온도 (Te)=90 전열관의직경 (Dh)=7.8mm로하여설계하였고, 전고려하여그림 7 와같이제작하였다. -82-

83 3.2 계측장비본실험에서상승부높이별압력을측정하기위해그림 8과같은 D/P Monitering System 을사용하였으며압력수치를 Pa 단위로표시해주는장비이다. 상승부내부의압력을측정하기위해상승부에 4개의압력측정탭을설치하였으며, 압력측정탭으로미세한입자들의유입을방지하기위하여탭입구부분에미세철망의필터를설치하였다. Ch.5는탭1에서의상대압력을, Ch.2는탭 1과 2 사이의압력차를, Ch.3는탭 2와 3 사이의압력차를, Ch.4는탭 3과 4사이의압력차를측정하도록설치하였다. 그러나, D/P Monitering System의수치가연구에서필요로하는수치이지만, 상승부내의유동은난류이기에, D/P Monitering System의수치는변동폭이크다. 이때문에 DA 100(Yokogawa사 ) 라는자동기록계를이용하여압력값을 0.5초간격으로기록하고, 이값의평균치를적용하였다. -83-

84 -84-

85 3.3 실험조건 (1) 유동매체분석유동매체는연료중에포함되는고형물질과연소로의농후층을유지하기위하여초기투입되거나운전중보충되는물질을일컫는다. 유동층연소로의유동매체로주로강모래가가장많이사용된다. 유동매체는층하부의농후층을유지하면서이곳에서연료의안정적인연소를하기위한것이다. 유동매체의양은고정층의층압이일정하게유지되도록일정높이를유지하도록정하여야한다. 또한, 유동매체는용융온도가높아소결이일어나지않아야한다. 따라서, 본실험장치의운전에서는유동매체로용융온도가높아소결현상이잘일어나지않는 SiO2를사용하였다. -85-

86 Frequency(vol%) ~45 45~90 90~ ~ ~ ~ Particle Size(μm) -86-

87 여기서, 그룹 C는매우작은입도의고체입자가이그룹에속하며입자간의점착성및상호인력이매우강하여유동화되기매우어려운입자군이다. 그룹 A는비교적작은입도, 낮은밀도 (<~1.4g/ cm3 ) 고체입자가이그룹에속하며유동성이매우좋아낮은유속에서도유동화가쉽게이루어진다. 그룹 B는모래와같은종류의입자들이보통이그룹에속하며입자의크기는 40μm ~ 500μm정도이고, 밀도는 1.4g/ cm3 ~ 4g/ cm3정도범위의입자들이다. 비교적유동화가잘이루어지며기포의생성및운동이매우격렬하게이루어지고큰기포를이루는경우가많다. 그룹 D는비교적큰입도그리고높은밀도의입자가이그룹에속하며유동화되기어려운특징을갖는다. (2) 유동특성분석본실험은냉간장치에서의유동화특성을측정하여열간장치에서의유동사의최적의유동화특성을알아보고자실시하였다. 먼저냉간장치에서의유동특성을실험하였고, 그내용으로먼저상승부내에유동물질을일정높이까지채운후공기를공급하고, 유동화영역을알아보기위해유량을증가시키면서유동사가채워져있는두지점에서의압력강하를측정하였으며, 측정결과는그림 13과같다. 축방향고체분률분포는실험에서측정한압력에의해계산되었다. 순환유동층의유동특성은상승부에설치되어있는압력탭으로부터압력을측정하여다음의식 (4) 을이용하여높이별평균고체분률을알수있다. DP = e ( r - r s s g ) gl (4) 여기서, ΔP : Pressure drop, εs : Solid fraction, ρs : Solid density, ρg : Gas density, g : Acceleration of gravity, L : Distance를의미하고, 식 (1) 에서두지점사이거리 (L) 의압력차 (ΔP) 를알면고체분율 (εs) 을알수있고, 이로부터농후상과희박상그리고전이영역에대한구분을고체분포와공극률을기준으로추정할수있고, 또한순환유동층에서의순환이이루어지는공기공급량을산정할수있다. 그림 13에서알수있듯이상승부공기공급량이 300lpm에서압력강하가이루어지는것을알수있다. 이것은이때상승부에서하강부로유동매체가순환하여압력강하가이루어진것을의미한다. 루프씰의공기공급량은 100, 120, 150lpm으로실험을실시하였는데, 120, 150lpm에서는상승부에서의적정한체류시간인 2초에미치지못해 100lpm에서의유동특성이적합한것으로판단하였다. -87-

88 Pressure drop(pa) In the cold device 100lpm in loop seal 120lpm in loop seal 150lpm in loop seal Flow rate in riser(lpm) 열간장치에서같은유동사를같은양으로상승부내에일정높이까지채운후공기를공급 ( 루프씰 100lpm) 하고, 유동화영역을알아보기위해상승부공기유량을증가시키면서유동사가채워져있는두지점에서의압력강하를측정하였으며, 이와같은측정결과로부터냉간및열간장치에서의유동물질의공탑속도를계산한결과표 12와같이열간장치에서의공탑속도가상승부 (Riser) 에서는약 22.1%, 루프씰 (Loop seal) 에서는약 16.3% 가감소하였다. 이와같은결과는냉간장치와열간장치의상승부와루프씰의크기가다른데에서기인된것으로판단되어감소비율만큼의공기공급량을상승시켰다. 즉, 상승부의공기공급량은 450lpm으로, 루프씰의공기공급량은 120lpm으로공급하면서압력강화와공탑속도를측정하였다. 압력및공탑속도의측정결과는표 13의경험적운전조건에의해그림 14과같이측정되었다. 그림에서알수있듯이냉간장치와열간장치사이에서공탑속도는일정하였고, 압력강하가열간장치에서다소높은경향을보였으나전체적인압력강화경향은같은것으로측정되어최적의유동화조건을찾아낼수있었다. -88-

89 구분운전조건 대기온도 20 공탑속도 ( 루프씰 ) m s (100lmp in the cold device, 120lpm in the hot device) Pr essur e dr op(pa) S uperficial v elocity (m/s) In the cold device In the hot device (3) 실험방법연소실험은먼저유동사 (ds = μm, ρs = 2,670kg / m3 ) 를주입한후예열기로예열된공기를공급한다. 층내온도 T 1 이 400 가되면보조연료인톱밥을넣고연소시켜층내온도를 700 가될때까지가열시킨후에 RPF를투입하였다. 실험은표 14에나타난바와같이연료의투입량을조절하여과잉공기비 (excess air ratio) 를변화시키며수행하였다. 과잉공기비는완전연소가된다는가정하에식 (5) 를이용하여먼저공연비 (Air/Fuel ratio) 를구하고, 계산된이론공기량에대한실제공급되는과잉공기량의비로나타낸다. -89-

90 (5) 여기서, a, b, c, d, e 는각각연료중포함하고있는탄소, 수소, 산소, 질소, 황의함량을 중량퍼센트 (wt %) 로나타낸값이며, Mi 는각원소의분자량을나타낸다. Parameters Range Excess air ratio Pressure drop (Pa) 800 Superficial velocity (m/s)

91 4. 실험결과 4.1 온도분포분석 그림 15(a) 에 RPF를사용한연소실험결과로 1차공기의과잉공기비에따라나타나는연소로각높이별온도특성을나타내었다. 연소로내축방향온도분포특성은연소영역의예측과전열면적의배치를위한판단의기본이된다. 700 까지톱밥으로연소로내온도상승을유지하였고, 700 이상에서 RPF를투입하여온도분포를측정하였다. 그림 15(a) 에서나타내는바와같이연소로의 0.8m 부근에서최고의온도를나타냈으며, 이는폐플라스틱의대부분이비닐류로서가벼운연료가유동층표면위로주입되기때문에층표면이상에서최대를보여연소가이영역에서가장활발하게일어남을보여주고있다. 연소로높이가증가할수록온도는감소하였음을알수있다. 연소로에서측정된가장높은온도와낮은온도와의차이는 246 로나타났다. 또한, 그림 15(a) 에서나타내는바와같이과잉공기비가증가할수록층영역에서확실히낮은온도경향을보이고있으며이는층내연소반응량이감소하였음을의미한다. 그러나, 공기비 1.18의높이 0.8m에서갑작스런온도상승은공급연료의성분이가벼운물질로만공급되어갑작스런온도상승이발생한것으로판단된다. 한편, 그림 15(b) 에서나타내는바와같이석탄또한과잉공기비가증가할수록층영역에서확실히낮은온도경향을보이고있으나, 가벼운비닐류로대부분이루어진 RPF와달리무게가무거기때문에연료공급시층표면에서대부분연소가이루어줘층표면에서의온도가최고가되는경향을나타내고있다. 연소로에서측정된가장높은온도와낮은온도와의차이는 306 로나타났다. Temperature( ) Excess air ratio 1.15 Excess air ratio 1.19 Excess air ratio 1.26 Excess air ratio Height above dis tributor(m) -91-

92 Temperature( ) Excess air ratio 1.37 Excess air ratio 1.39 Excess air ratio Height above dis tributor(m) -92-

93 Concentration(%) Excess air ratio O2 CO2 CO -93-

94 특히 NOX의발생은과잉공기및온도가증가할수록증가한다. 그림 17 에서는연소로온도변화에따른배연가스중 NO X 의변화량을나타내었다. 그림 17(a) 에서나타내고있는바와같이과잉공기량이증가할수록 NO X 의발생량이증가하여야함에도불구하고약간의증가경향은있으나, 거의일정한경향을나타내고있다. 이것은과잉공기비의범위가너무작아증가추세가미미한것으로판단된다. 연소가 700 ~90 0 에서운전되었음을감안할때 NOX는과다하게발생하였다. 이는연료성분분석결과에서 N 성분이없는것으로나타나 fuel NOX는거의없는것으로예상되며, 700 ~900 에서운전되었으므로 thermal NOX도총질소산화물의 5% 미만일것으로예상할수있다. 그러나연소로에서의체류시간의부족과연료의입자크기에따른불완전연소에의한질소산화물증가로판단된다. 그림 17(b) 에서나타내고있는바와같이석탄연소에서도과잉공기량이증가할수록 NOX의발생량이증가하여야함에도불구하고약간의증가경향은있으나, 거의일정한경향을나타내고있다. 이것또한과잉공기비범위가너무작기때문이며, 연소로에서의체류시간의부족과연료의입자크기에따른불완전연소에의한질소산화물증가로판단된다. 그러나, 석탄의경우 RPF보다 NOX의발생량이적은것은입자이비중이커체류시간이 RPF보다길기때문으로판단된다. 이러한배출결과는 2004년 12월 31일까지의배출허용기준에서일반보일러와발전시설의고체연료사용시설에서 350ppm 이하를만족하나 2005년 1월 1일부터의기준인일반보일러에서의기존시설 250ppm이하, 신규시설 150ppm이하, 그리고발전시설에서기존시설 150~350ppm이하, 그리고신규시설에서 80ppm이하의기준을초과하는결과이다. Concentration(ppm) 최소 최대 Excess air ratio -94-

95 Concentration(ppm) 최소 최대 Excess air ratio -95-

96 Concentration(%) 14 HCs, 석탄 HCs, RPF Excess air ratio -96-

97 Concentration(%) C1 C2 C3 C4 C Excess air ratio -97-

98 5. 요약 본연구에서폐플라스틱고형연료인 RPF(Refused Plastic Fuel) 의유동층연소로내연소특성을측정및고찰하였으며얻어진결론을요약하면다음과같다. (1) 연소로내부의온도분포는 RPF의연소시높이 0.8m에서가장높은온도가측정되었는데, 이는 RPF의밀도가낮기때문에연소로내투입후연소실상부로이동하며열분해된후연소되기때문이다. 또한, 과잉공기비가클수록층의온도가내려갔다. 공기투입량 ( 공탑속도 ) 이증가할수록 RPF 연소영역이상부로이동하고, 연소열이베드하단까지전달되는것이어려워지기때문이다. 이러한특징을갖는 RPF는무연탄과혼소시, 베드하부에서는무연탄의촤가연소하고, 상부에서는 RPF가연소하여전체영역에서균일한연소특성을유도할수있을것으로판단된다. (2) 배출가스의농도를볼때 NOx를제외한 CO2나 CO의배출농도는 RPF 연소시과잉공기비가증가함에따라모두감소하였다. NOx의경우는연소로내온도가가장높을때배출농도가가장높았다. (3) HC의배출농도는총량기준으로과잉공기비가커짐에따라감소하였으며, 결합된탄소원자의개수에따라구분해볼때, 탄소원자가 1, 2, 3개인경우과잉공기비가늘어남에따라농도는감소하였고, 탄소원자가 4, 5개인경우는그와반대로점점증가하였다. -98-

99 제 5 장. 순환유동층연소로최적설계방안 이상의다양한전산해석모델과랩스케일냉간및연소실험을통해순환유동층연소로최적설계를위한공학적방법들의유용성을검토하였고, 동해화력발전소를모델로설계평가를수행하였다. 이상의연구들을통해각공학적모델의장단점을파악하였으며, 국내탄에적합한순환유동층연소로최적설계방안에대한결론을다음과같이정리하였다. l 연소실내체류시간의증대 연소실내체류시간의증가는비산재내미연탄소비율을직접적으로감소시키는영향을갖는다. 입자의체류시간을증가시키기위해서는기본적으로연소실체적을증가시키는방법이있다. 연소실체적은또한, 주증발관열전달면적과밀접한관련이있으므로, 보일러증기사이클에무리가없는범위내에서증가시켜야할것이다. 연소실높이를키우고증가한높이만큼내화재로내부를단열하는방법도고려할수있다. 그외의방법으로는사이클론의포집효율을증대시켜입자의순환율을증대시키는방법도효과가있겠지만, 사이클론효율을높이면사이클론의가스압력손실이증가하고, 또한, 입자의과도한순환이발생하지않는범위내에서고려해야할것이다. l 고휘발분연료의혼소 연료내고정탄소비율은비산재내미연탄소비율과직접적인관계에있다. 촤연소모델을이용하여분석한결과연료내고정탄소비율을낮추면비산재미연탄소비율이낮아지는것을확인할수있었다. 이를위하여유연탄을혼소하는비교적안전한방법을활용할수있으며, 전혀다른연료인 RPF 나 RDF를혼소하면그효과는더욱커지며환경보호측면에서보바람직하지만, 실제플랜트에서실험을통한안전성검증후적용하는과정이필요하다. l 기타 그외연소실온도상승, 산소농도상승, 2차공기활용, 비산재연소로재투입등의방법이고려될수있는데, 연소실온도및산소농도의상승에는운전조건을유지해야하는한계에부딪히게된다. 2차공기활용과비산재연소로재투입은충분히효과를발휘할수있는방안으로고려될수있다. 전산해석모델들을활용하여이들의효과를예측할수있겠지만, 그보다는운전에방해되지않는다면직접테스트를통해확인해가는과정이중요하다하겠다. -99-

100 부록 1. 연소로열물질정산이론 연소실의열및물질정산은어떤물질과에너지원이얼마의양만큼들어가고얼마만큼나 오는지계산하는화로의기본설계에필요한기본적인수순이다. 대상연료의특성에따라 발열량계산, 주입공기량계산, 연소가스발생량, 연소가스비열등의특성들을계산하는연 소계산과정과연소실내열전달현상을고려한열계산을포함한다. 연소계산에사용되는기 호들의정의는표 1 에정리되어있다. 기호 정의 단위 기호 정의 단위 LHV 저위발열량 kj/kg A 연료내재성분비율 Le 광학평균두께 m A' 전체주입공기량 Nm3/s m 공기비 A0 이론공기량 Nm3/kg mi 연소가스성분별질량분율 A1 1차연소용공기량 kg/s mp 입자질량 kg A2 2차연소용공기량 kg/s Mi 공기내수분질량분율 AC 재의열작감량 N 연료내질소성분질량비율 ACross 연소실단면적 m2 O 연료내산소성분질량비율 Ah 전열면적 m2 p 가스의분압 atm Ar 실제공기량 Nm3/kg Pr Prandtl Number As 유효열전달면적 m2 q 열전달율, W C 연료내탄소성분질량비율 qp 입자대전율, C Cl 연료내염소성분질량비율 Q 연소가스현열 Cm 공해물질질량농도 kg/m3 Re Reynoulds Number Cp 연소가스비열 J/kg S 연료내황성분질량비율 Cw 연료의평균비열 kj/kg t 시간, sec, hr d 보일러관직경 m T 온도 D 물질확산계수 m2/s Tw 투입되는연료의온도 ff 파울링팩터 m2k/w U 총열전달계수 W/m2K F 연료내가연성분질량비율 G 연소가스체적유량 Nm3/s Gm 연소가스질량유량 kg/s h 대류열전달계수 W/m2K hm 물질전달계수 m/s H 반응열 kj/kg H 연료내수소성분질량비율 HHV 고위발열량 kj/kg k 전도열전달계수 W/mK L 매질의두께 m V 속도 m/s W 연료내물성분비율 Wf 보조연료투입량 kg/s Wt 연료투입량 kg/s x 화학종몰분율 Greek α ε ρ σ 복사열방사율밀도 Stefan Boltzmann 상수 그림 1은연소실에서발생하는열및물질전달에대한개념도를보여주고있다. 투입되는물질로는주연료에해당하는연료와연소용공기, 연료저장고에서발생하는오수, 연료의발열량이작아서자체연소가불가능할경우에투입되는보조연료및연료용공기등이있다. 투입된물질들은연소실에서반응, 혼합, 열및물질전달현상을거쳐서에너지방출및물질전환이발생하며그결과는고온의연소가스, 보일러및주위로의대류및복사열전달, 그리고재의현열또는불완전연소에의한열손실등으로나타난다. 즉이계산은연소실을대상으로한 0-차원모델이라할수있다. 각각의계산인자들에대한계산방법은다음과같다

101 Radiation heat loss Convection heat loss Ash enthalpy Incomplete combustion loss Flue gas enthalpy Incinerator (Reaction, mixing, transport) Waste (fuel) Air (primary/secondary) Waste water 1. 연료발열량계산 Assistant burner fuel Assistant burner air 연료의발열량계산은연소로의열용량계산과열및물질정산에필수적인정보이다. 발열 량은고위발열량과저위발열량의두가지로나뉘어진다. 연소로계산에흔히쓰이는원소분 석결과를이용한고위발열량계산방식은다음과같다. 석탄고위발열량계산식인 Dulong 의 식과 Bio Mass 연료의경우에널리쓰이는 Boie 의식두가지가쓰일수있다. Dulong 식 : Boie 식 : HHV=32700C H-17870O+9265S (kj/kg) HHV=35160C H-11090O+6280N+10465S (kj/kg) 특히 Boie식은석탄, 나무, 기름등다양한연료에대하여 3% 이내의오차를보이는계산이론으로서 Dulong식보다약간높게계산된다. 저위발열량은고위발열량수분의응축에의한발열을제외한것으로서, 연료내수분량과수소성분의연소에의해발생하는수증기의양을고려하여다음과같이계산된다. LHV=HHV-2443(8.937H+W) (kj/kg) 2. 연소용공기주입량계산연소용공기는일반적인공업연료의경우, 이론공기량즉완전연소에필요한최소의공기량의 1~1.2 배정도주입하지만연료의경우는공기와연료의혼합이원활하지않으며또한연료가수분을함유하고있기에공기의역할이산화제주입이외에도연료의수분증발에도사용되기때문에대략 1.5 ~ 2.5 배사이에서주입하게된다. 연료구성원소별연소에필 -101-

102 요한이론공기량은표 2 와같다. 연료에포함된산소는산화제의역할을하므로필요공기 량을줄이는영향을준다. 표 2 에나타나있는공식들로부터 1 kg 의연료연소시필요한이론공기량 (A 0 ) 의계산은 다음과같이할수있다. 실제연소로내주입되는공기량은이론공기량보다많으며산소농도를 6% 이상유지시키기위해서는공기비가대략 1.4 이상이되어야한다. 따라서실제공기량 (A r ) 은다음의식으로계산된다. A r = m A 0 [m 3 N/kg] 3. 연소가스발생량계산연소에의해발생되는연소가스의양은연소실체적결정및연소실이후에연소가스가통과하게되는부대설비들의용량을결정하는데필요하다. 그리고산성가스 (SO 2, HCl) 의양은세정설비에투입되는약품의양을계산하는데필요하다. 각원소의완전연소에의한연소가스발생량은표 3과같다

103 4. 연소가스의비열및현열 연소가스의비열은연소가스의열용량및열전달계산에필요하며, 온도및연소가스구성성분의농도비율에따라달라진다. 비열은온도에따라변하기때문에공학적인계산에서는다음과같은방식으로단순화하여비열및현열계산에이용한다. 연소가스의평균비열 = 연소가스의평균현열 = -103-

104 5. 연소실열정산 연소실열정산은연소실내입열과출열의균형을이루는것으로계산이된다. 즉, 총입열 = 총출열이되는것이다. 연소로의연소실에서발생하는입열과출열은그림 5에정리되어있다. 그럼여기서각각의특성및계산방법들에대하여알아보자. (1) 연료발열연소로를움직이는원동력은바로연료의발열반응이라할수있다. 연료발열에의한입열은간단히연료의저위발열량을연료투입량으로곱하는것으로계산된다. (2) 보조버너발열 보조버너는운전초기온도상승과운전중급격한연료질의변화에따른온도제어의필요성이발생할때사용하게되며정상적인운전중에는사용하지않는것이원칙이다. 그러나연료의저위발열량이낮아온도유지가어려운경우에사용할수있다. 마찬가지로, 다음과같은간단한식으로계산이된다. (3) 연료현열 연료현열은연료가연소실에투입될때갖고들어오는온도에의한상대에너지로서기본 적으로열및물질정산에서는 0 가기준온도로쓰인다. 따라서연료현열은투입량, 연료 비열그리고연료온도를곱한값이된다. 그런데연료의성상은불규칙하여비열값을계산하기에어려움이있다. 이에다음과같은 공업분석자료로부터계산되는공학식이이용된다. 재비율 가연분비율 수분비율 (4) 주연소용공기현열연료연소기에주입되는주연소용공기는대개연료의건조를돕기위하여가열되어주입된다. 가스의현열을정확하게계산하려면비열이온도에따라변하므로온도에따라적분해주어야하지만공기의비열이 27도에서 1005 J/kgK 이고 227도에서 1029 J/kgK로서 (White 1984, pp. 552) 크게변화가없으며열및물질정산에참여하는비율이높지않아다음과같은공학식이이용된다. (5) 2차연소공기현열 2차공기는주로연소가스의혼합을증진시키기위하여사용되는데때때로노내온도제어를위하여사용되기도한다. 앞에서와마찬가지로다음과같은공학식으로계산한다

105 (6) 미연손실 미연손실은연료의탄소성분이반응후모두이산화탄소 (CO 2 ) 로완전연소되지못하고일부가불완전연소물질인일산화탄소 (CO) 로전환됨에따른열손실을의미한다. 물론일산화탄소이외에도메탄, 수소등의다양한불완전연소물질들이존재하지만일산화탄소의비율이높기에다른화학종은무시한다. 일산화탄소의농도는연소실온도, 산소주입그리고혼합상태의영향을받기에정확한예측이어렵지만경험치로개략적인예측을하는것이일반적이다. 미연손실은다음의공식으로계산된다. 여기서 H CO 는 CO의산화반응열로서 kj/kg CO이다. (7) 감열감량에의한열손실미연손실은불완전연소물질이연소가스에포함되어생기는것이라면감열감량에의한손실은불완전연소물질이바닥재에포함되어방출되기에발생하는열손실이다. 감열감량은연소기운전방법에의해달라질수있으나설계시 3% 이하가되도록설계하는것이일반적이다. 여기서 A C 는재의미연탄소비율이고 A는연료내재의질량비율이다. H C 는탄소 1kg이완전연소할때발생하는에너지로서 kj/kg이다. (8) 재의현열에의한열손실연소실에서반응을끝낸바닥재는호퍼를통해배출된다. 이때바닥재의온도는대략 300 정도로고온이다. 호퍼를통해방출될때냉각되지만재의질량이갖고있는현열은열손실에해당하게된다. 재의현열은다음과같이계산된다. 재의비열은대략 1 kj/kg 정도로선정한다. (9) 연소공기내습기에의한열손실연소공기에포함되어있는습기는여름의경우상당량이될수있으며반응에는참여하지않지만연소가스내에참여하게되어열을흡수하게된다. 이는일종의열손실로구분이되어다음과같은식으로계산한다. 여기서 M A1, M A2 는각각주연소용공기와 2차연소용공기의습도로서계절등환경의영향 -105-

106 을받지만대략 kg H 2 O/kg air 로주는것이일반적이다. 그리고 h 는수증기의현열 을나타내며이식은공기주입구와연소실출구의온도변화에따른수증기의엔탈피차를열 손실로계산한것이다. (10) 대류에의한열손실 연료연소반응으로생성된고온의연소가스는연소실벽면과의대류및복사열전달에의해 열을방출하게된다. 일반적으로국내연소로들은 1 차연소실은내화재로단열하고 2 차연소 실은보일러의첫번재패스일경우가대부분이므로 2 차연소실에서의열전달량의예측이 필요하다. 간단하게 2 차연소실내열유동을일종의덕트흐름으로가정하면다음과같은열 전달식을사용할수있다. 여기서 A r 은열전달면적이고 T gas 와 T wall 은각각가스와벽면의온도를나타낸다. h 은열 전달계수로서다음과같은난류덕트열전달계수식으로계산된다 (Steward 1974). 여기서 d 는 hydraulic diameter 로서다음과같이구해진다. A cross 와 P 는각각단면적과단면적의주변길이를나타낸다. (11) 복사에의한열손실 연소가스의온도가올라갈수록복사에의한열전달이급격하게증가하게되며보일러수관 벽이노출되어있는 2 차연소실에서는지배적인열전달모드가된다. 복사열전달을계산하 기위해서다음과같은경험식이주로사용된다. σ ε ε α ε 여기서 ε w 는열전달면의방사계수이고 σ 는 Stefan-Boltzmann 상수로 W/m 2 K 4 의값을갖는다. 여기서온도는절대온도 K 로바꾸어야한다. ε g 와 α w 은가스의방사율 과벽면의흡수율을나타내며다음의식으로계산된다. ε α Le 는 mean beam length 로서다음의식으로구해진다. Le(m)=3.6 ( 화로체적 / 화로내부면적 ) k 와 n 값은다음의표에의해구해진다 (Hottel 1985)

107 T(K) k n k n k n k n (12) 연소가스의현열 이상의입열및출열이결정되면연소가스의현열은입열과출열의차이로계산이된다. 그리고구해진현열로부터가스의온도를구할수있다. 여기서 와 는연소가스의평균비열계수이고 G m 는연소가스유량 (kg/s) 이다. 한편대류열손실과복사열손실은연소가스온도의함수이므로연소가스의현열과함께 Trial & Error의방식으로구해야한다. 즉가스출구온도초기치를가정하여계산하고그값으로부터에러를계산하며에러를점차줄이는방향으로반복계산하여에러가 0인온도가연소실출구온도가된다

108 부록 2. CFBC Boiler Pro 사용설명서 1. 프로그램설치 (Installation) 프로그램설치는 hdd32.exe 파일과 setup.exe 파일을실행시키는것으로완결됩니다. 1.1 hdd32.exe 파일실행 hdd32.exe 파일을실행시키면다음과같은순서로설정을해주면됩니다. 프로그램사용설명서 108

109 이후에불법복제방지키를끼우면자동으로드라이버설치가됩니다. 주의! USB 포트에키를낀경우에, 만일이프로그램을설치하고나서도불법복제방지키에프로그램녹색 / 붉은색사용불이설명서들어오지않고프로그램이실행되지않으면 프로그램설치종료후에컴퓨터를다시시작하면자동으로설치되지만, 만일아니면 - 바탕화면의내컴퓨터에마우스를대고오른쪽마우스버튼을누르면

110 - 다시키를뺐다가다시끼면드라이버를제대로설치하게되고녹색불이들어오면정상 으로작동됩니다. 또는리부팅을하여도다시설치하게됩니다. 프로그램사용설명서 110

111 1.2 setup.exe 실행프로그램설치는설치할폴더를선택하면자동으로설치가됩니다. 설치후바탕화면의동해화력아이콘을클릭하면프로그램이실행됩니다. 이때불법복제방지장치를설치한후에실행해야합니다. 프로그램사용설명서 111

112 2. 빠른시작 (Quick Start) 2.1 프로그램시작 프로그램을시작하면첫화면은다음과같습니다. 위그림은현재동해화력순환유동층발전보일러를기준으로제작되었으며프로그램실행시자동으로설계치 (100%) 로설정되어있습니다. 프로그램실행시설정내용은프로그램이설치된폴더의 default.dat 파일을읽음으로서적용됩니다. default.dat 파일의내용은부록 1 에수록되어있으니참고바랍니다. 2.2 계산수행 프로그램사용설명서 112

113 프로그램실행은위그림과같이상단메뉴의계산수행 -> 열물질정산계산이나계산하기아 이콘을클릭하거나또는그냥 Ctrl 키를누른상태에서 C 키를누르면자동으로실행됩니 다. 2.3 결과보기 결과를보는방법은위그림에나타난바와같이결과메뉴를누르면나타나는메뉴들을누르거나표시된아이콘을누르는방법으로보고서, 그래프, 증기계통결과, 가스계통결과, 고체계통결과등을검토할수있습니다. 보고서보기는계산결과를분야별로표형식으로보여주며해당메뉴를직접마우스로누르거나단축키로 Ctrl+R 키를누르면실행됩니다. 보고서의내용을마우스로전체를잡아서 MS 워드, 글워드프로세서등에복사하면보고서를편집및인쇄할수있습니다. 보고서내용을 글워드프로세서로복사한결과를부록 2에나타내었읍니다. 프로그램사용설명서 113

114 그래프보기는해당메뉴를클릭하거나 Ctrl+G 키를누르면다음과같이실행됩니다. 기본 적으로각위치별연소가스측출구온도를보여줍니다. 프로그램사용설명서 114

115 상단의두개의콤보박스는첫번째콤보는보여주기형식을지정할수있으며다음그림들과 같이다양한형태로결과를보여주게됩니다. 다음그림은두번째콤보박스의내용을보여줍니다. 계산결과들중보여줄수있는인자 들을나타내고있으며해당항목을클릭하면결과를보여줍니다. 프로그램사용설명서 115

116 프로그램사용설명서 116

117 3. 상세사용자설정 프로그램에서기본으로설정된사양외에사용자가조건을변화시키고자한다면각항목들을직접입력하여야합니다. 이작업은프로그램실행화면에서해당설비이름 ( 붉은색원으로표시 ) 들을클릭하면나타나는창에서설정할수있다. 각창에서의작업내용을보면다음과같습니다. 3.1 연료연료는전체발전보일러를운영시키는에너지를제공하는중요한인자입니다. 따라서, 신중하게설정되어야하며계산시에도주의를기울여야합니다. 실행화면에서연료항목을클릭하면다음과같은화면이나타납니다. 일반적으로동해화력보일러에익숙한기술자라면쉽게이해할수있도록설정하였읍니다. 수분과회분의질량비율, 그리고화학성분인 C, H, O, N, S, Cl의질량비율을설정하는데전체합이 1이되도록설정해줘야합니다. 화학성분들 프로그램사용설명서 117

118 의값은만일전체합이 1 보다높게설정한경우자동으로 1 이되도록조정해주는기능이 포함되어있습니다. 이기능은하단에위치한입력값적용과단위설비계산을누르면실행 되며, 굳이이렇게수정하지않아도자동으로계산시에적용됩니다. 그다음으로저위발열량은측정된값을입력하되, 기존의발열량예측모델들로계산된결과를보고자하는경우하단의 3번째단추인기초정보보기버튼을누르면다음과같이입력한조건의연료의특징들을자세히알수있으며, 산소소모량, 당량공기량, 각종발열량모델에의한발열량계산값등을확인할수있읍니다. 주의!: 이상의설정을마친후에는반드시하단의첫번째버튼인입력값적용을눌 러야변경사항이적용됩니다. 그렇지않고닫기를누르면변경사항이적용되지않고 프로그램사용설명서 118

119 취소되니이점유의해야합니다. 이사항은모든설정창에동일하게적용됩니다. 3.2 보일러드럼 보일러조건은열전달에중요한역할을하는인자이며, 본플랜트의목적인발전성능과직 결되는인자입니다. 따라서, 연료와마찬가지로주의깊은설정이필요합니다. 보일러드럼에서입력해야하는사항은 3가지로서, 보일러드럼온도는증발관에서발생하는포화수증기온도를의미하고온도를설정한후에단위설비계산버튼을누르면포화압력인드럼압력은 Steam 표에서자동으로계산됩니다. 보일러공급수는본프로그램에서는고려대상이아닌터빈, 복수기, 펌프등을거쳐다시 FBAC 로유입되는보일러수를의미하며이의온도와압력을정확하게설정해줘야합니다. 설정이끝난후에입력값적용버튼을눌러야변경사항이적용되는것은앞에서도강조한부분으로주의해야합니다. 3.3 과열증기터빈본플랜트에서발전부분에해당하는터빈은과열증기터빈과재열증기터빈으로구성되어있는데, 본프로그램에서는발전부분은연구영역이아니지만, 과열증기터빈출구에서나오는증기가다시재열기로유입되는관계로과열증기터빈만최소한의인자로영향을포함하였습니다. 과열증기터빈에서설정해야하는값은두가지로서터빈을구동시키고난후에배출되는증 기의압력과, 열역학시간에기본적으로배우는등엔트로피효율을입력하면됩니다. 등엔트 프로그램사용설명서 119

120 로피효율의정의는일반공업열역학책이나 McGrawHill 출판사의 Cengel & Boles의 Thermodynamics 제4판 341쪽의식 6-61과그림 6-49를참고하기바랍니다. 본플랜트의경우터빈공정중에서증기를 Feed Water Heater의가열에너지로활용하기위해유출하여재열기로들어가는증기량은유입증기량에비해줄어들게됩니다. 이사항은아래와같이프로그램실행화면의상단툴바의아이콘중오른쪽에위치한기타설정창의과열터빈에서의재열증기발생비율을설정하여주면됩니다. 이비율은터빈에유입된과열증기중재열기로배출되는증기의질량비율을의미합니다. 3.4 연소공기연소공기는연료를연소시키기위한산화제를포함하므로주요인자의하나입니다. 연소공기는프로그램실행화면의왼쪽하단부의공기예열기로유입되어연소가스와열교환으로온도가상승된상태에서순환유동층내로유입됩니다. 앞의연료설정에서계산되는당량공기량을기준으로적절한유량을입력해야하며다음창에서유량과온도만설정해주면됩니 프로그램사용설명서 120

121 다. 3.5 순환유동층 연료와연소공기, 보일러사양을설정하고나면본플랜트의핵심설비인순환유동층을설정 해야합니다. 연소실사양에서길이폭높이는연소실형상을직육면체로가정한것으로서그다음의전 프로그램사용설명서 121

122 열면적비율은실제형상의전열면적과본프로그램에서가정한직육면체의전체표면적의비율을입력하면됩니다. 현재설정 (0.9143) 은동해화력순환유동층에맞춘값이므로변경하지않아도됩니다. 내벽면방사율은전열면적의복사방사율을나타냅니다. 케스터블두께와열전도도는만일전열면에내화재가설치된경우에설정해주지만, 본동해플랜트와는상관이없으므로고려치않아도됩니다. 즉, 연소실사양은동해플랜트와동일하므로변경하지않는것이좋으며아래의기타부분이중요한인자들로서변경해야하는사항입니다. 본프로그램은순환유동층의수력학적특성을해석하지못하기때문에 IEA-CFBC 등의코드나측정치를이용하여석탄의강열감량 ( 재에포함된미연탄소질량비율 ), 유동사가사이클론에서포집되어연소실로재유입되는유동사유량인유동사순환율 (kg/s), 그리고보일러수관벽에서의평균열전달계수를입력해줘야합니다. 이인자값들은플랜트전체성능에중요한영향을미치는인자로서주의깊은설정을필요로합니다. 3.6 복사실 복사실은사이클론을거쳐유동사가걸러진연소가스및비산재가유입되는공정이며, 보일 러드럼에서포화증기가관벽으로유입되는설비입니다. 복사실사양설정은앞의순환유동층연소실사양설정과정과동일하므로그것을참고하기 바랍니다. 3.7 관군열교환기 ( 과열기, 재열기, 절탄기, 공기예열기 ) 복사실다음에연결되는과열기, 재열기, 절탄기, 공기예열기는유사한관군열교환기로서 해당항목을클릭하면다음과같은대화창이나타납니다. 프로그램사용설명서 122

123 관군열교환기는연소가스가통과하는가스통로의높이와폭이가스유로단면적을결정하고가스통로길이까지포함하면열교환기의전체체적을결정하게됩니다. 따라서, 일반적으로전열관길이는가스통로높이에비례하게되고, 횡방향관개수에횡방향관간격인 St를곱한값은가스통로폭을넘어서면안됩니다. 또한종방향관개수에종방향관간격인 Sl을곱한값이가스통로길이를넘으면안됩니다. 관배열형식은 Inline 과 Staggered 두가지로설정할수있으며아래그림은각배열형식의개요를보여줍니다. St는아래그림에나타난바와같이횡방향관간격을, Sl은종방향관간격을의미합니다. Umax S T S T U S D D S L S L 프로그램사용설명서 123

124 연소가스 관내유체 (a) 유로단면적계수 1 인경우연소가스 관내유체 (b) 유로단면적계수 2 인경우 관내부오염계수는일반적으로관내유체가깨끗한물인경우이므로 0으로설정하며, 관외부오염계수는순환유동층연소로의특징인유동사의이동에의해오염현상보다는오히려마모현상이발생하기에비교적낮게설정하는것이일반적입니다. 입자평균입경은입자 ( 비산재 ) 에의한복사열전달효과를고려하기위한것으로서현재는 13마이크론으로되어있는데임의로설정한값이니적절하게변경하는것도좋습니다. 3.8 유동층열교환기 (FBHE_FS(Final Superheater), FBHE_FR(Final Reheater, FBHE_EV(Evaporator), FBAC) 본플랜트에서유동층열교환기는총 4개가활용되고있으며다음과같은설정창을이용하여사양을입력합니다. 유동층높이, 폭, 길이는유동층의외형적규모를설정하며기타전열관관련설정은앞의관군열교환기와동일한원리이므로앞절을참고하기바랍니다. 본프로그램의유동층열교환기설정에있어서가장중요한인자는유동층열전달계수로서, 현재까지알려진유동층열전달계수예측모델이여럿있지만아직까지는활용할만한모델이드물기에직접설정하는방법을택하였습니다. 일반적으로 900 의고온의유동사를이용하는경우여러연구결과에서열전달계수는 W/m2 K 정도로나타납니다. 유동층공극율과평균입경은유동층열전달계수예측모델에활용하기위해준비된것이지만, 본프로그램에서는영향을미치지않으니참고하기바랍니다. 3.9 공기배분설정 ( 주연소공기, FBHE 공기, FBAC 공기 ) 프로그램사용설명서 124

125 공기예열기를통과한연소공기는순환유동층, FBHE, FBAC 등으로배분되어유입되는데, 배분비율을설정하려면상단툴바의기타설정을클릭하면나타나는설정창에서비율을설정 해주면됩니다 각종설비에서의흐름분배비 프로그램사용설명서 125

126 본프로그램은수력학적모델을포함하지않았기에각종공정물질의분배가발생하는곳에서의유량분배를직접설정해줘야합니다. 이는상단툴바의기타설정을클릭하면나타나는설정창에서수행합니다 ( 앞그림참조 ). 첫번째항목은보일러수의순환유동층유입비율인데보일러드럼에서보일러수가순환유동층보일러및 FBHE_Evaporator 의두개설비로유입되는데, 전체보일러수유입량대비순환유동층보일러로유입되는보일러수유입량을의미합니다. 나머지보일러수는 FBHE_EV 로유입되는보일러수량이됩니다. 두번째부터네번째항목까지가사이클론유입비율인데이는순환유동층출구에서세개의사이클론으로유입되는과정에서사이클론별로연소가스및유동사의유입량이조금씩다른데, 이를설정해주는부분입니다. 기본값은중앙사이클론에 0.4 (40%) 로설정하고양쪽의사이클론에 0.3(30%) 씩유입되는것으로가정한것입니다. 다섯번째부터일곱번째까지는사이클론하단루프실에서유동사가일부는곧장순환유동층으로순환되고일부는 FBHE로유입되어열교환이발생하는데이비율을설정하는것입니다. FBHE 유동사유입비율은각사이클론에서포집된유동사중관련 FBHE로이동하는비율을의미하며그나머지는곧장순환유동층으로유입되는것으로계산됩니다. 여덟번째의 FBAC 재배출비율은석탄에포함된재중에서 FBAC를통해배출되는재의비율을나타냅니다. 기본설정은연료인석탄에포함된재중에서 0.504(50.4%) 는 FBAC로배출되고나머지는연소가스와함께이동하여보일러및전기집진기에서비산재의형태로포집되는것으로가정한것입니다. 아홉번째의과열터빈에서의재열증기발생비율은이전의과열증기터빈항목에서이미기술하였는데, 과열증기터빈으로유입되는과열증기중에서재열기로유입되는증기량의비율을나타내며나머지증기는 Feed Water Heater 등에열원으로사용되고난후복수기로직접이동하게됩니다. 프로그램사용설명서 126

127 3.11 파일입출력설정을끝내고나면설정을저장해줘야합니다. 그렇지않고프로그램을종료하고다시시작하면변경값들을다시설정해줘야하기때문입니다. 설정파일을저장하기위해서는프로그램상단의파일-> 파일저장메뉴를클릭하거나상단툴바의파일저장아이콘을클릭하거나, Ctrl+S 단축키를누르면나타나는파일출력창에서원하는파일이름을기입하고저장버튼을누르면됩니다. 주의사항은현재버전은같은이름을가진파일이있으면확인과정없이강제로덮어쓰기가수행되므로반드시파일이름을확인하고수행하기바랍니다. 또한가지주의사항은각설비별설정은저장이되지만프로그램실행화면오른쪽의각설비에서의흐름분배비는저장이되지않는다는점입니다. 이렇게저장된설정파일은다시불러들일수있는데메뉴의파일 -> 파일열기를누르거나상 단툴바의파일열기아이콘을누르거나 Ctrl+O 단축키를누르면파일입력창이나타나며여 기서원하는파일을선택하면됩니다. 프로그램사용설명서 127

128 프로그램사용설명서 128