[논문]메탄올 연료 개질 플랜트의 다단연소기 시동 전략

지현진; 백경돈; 양성호; 정승교

doi:10.7316/khnes.2019.30.3.201

메탄올 연료 개질 플랜트의 다단연소기 시동 전략
Start-up Strategy of Multi-Stage Burner for Methanol Fuel Reforming Plant 원문보기

한국수소 및 신에너지학회 논문집 = Transactions of the Korean Hydrogen and New Energy Society, v.30 no.3, 2019년, pp.201 - 208

지현진 (국방과학연구소) , 백경돈 (국방과학연구소) , 양성호 (국방과학연구소) , 정승교 (대우조선해양)

Abstract ▼ AI-Helper

Recently, a fuel reforming plant for supplying high purity hydrogen is being applied to submarines. Since steam reforming is an endothermic reaction, it is necessary to continuously supply heat to the reactor. A fuel reforming plant for a submarine needs a multi-stage burner (MSB) to acquire heat and convert the combustion gas to $CO_2+H_2O$. The MSB has problems that the combustion imbalance occurs during start-up due to the temperature restriction of the combustion gas. This problems can be solved by burning $H_2O$ together with fuel and $O_2$. In this study, the simulation results of MSB were analyzed to determine the optimum flow rate of $H_2O$ supplied to the 6-stage burner. When the flow rate of $H_2O$ was low, combustion was concentrated on the burner#6 in comparison with the burner#1-#5. This combustion concentration improved as the supply amount of $H_2O$ increased. As a results, it was necessary to supply at least 4.9 kmol/h of $H_2O$ (per 1 kmol/h of fuel) to burner#1 in order to maintain the combustion gas temperature of each stage at $750^{\circ}C$ and to convert the final stage burner gas composition to $CO_2+H_2O$.

주제어

표/그림 (9)

그림 Fig. 1. Configuration of multi-stage burner for fuel reforming plant
그림 Fig. 2. ASPEN plus model for multi-stage burner
그림 Fig. 3. MeOH mole flow rate (kmol/h) at each mixer as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1
표 Table 1. Simulation condition for multi-stage burner
그림 Fig. 4. O₂ mole flow rate (kmol/h) at each mixer as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1
그림 Fig. 5. CO₂ mole flow rate (kmol/h) at each mixer as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1
그림 Fig. 7. Exhaust gas temperature at burner#6 as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1
그림 Fig. 6. H₂O mole flow rate (kmol/h) at each mixer as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1
그림 Fig. 8. H₂O temperature at each HEX as function of H₂O feed rate (kmol/h) at mixer#1

AI 본문요약
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문제 정의

본 연구에서는 메탄올 수증기 개질 플랜트의 초기 시동을 위한 다단연소기의 제어 전략에 대하여 연구하였다. ASPEN plus 상용 프로그램을 활용하여 다단연소기을 모델링하였으며 시뮬레이션 결과 분석을 통해 아래와 같은 결론을 얻을 수 있었다.
본 연구에서는 잠수함용 연료 개질 플랜트에 적용 할 수 있는 다단연소기의 구성을 제안하고, 연료 개질 플랜트의 시동을 위한 다단연소기의 운전 방법에 대하여 연구하였다. 각 단 연소기 전후단의 반응물 및 생성물의 조성 및 각 단 열교환기의 출구 온도를 분석하여 잠수함용 연료 개질 플랜트의 시동을 위한 효과적인 다단연소기의 운전 방안 및 조건을 제시하였다.

가설 설정

1) 잠수함용 연료 개질 플랜트를 초기 시동하거나 목표온도에서 운전하기 위해서는 연소기가 필요하다. 잠수함 환경을 고려하여 연소기의 배기가스는 CO₂+H₂O로만 구성되어야 한다.
N단의 연소기 에서는 반응물이 촉매 연소를 일으키며, 연소열에 의해 가열된 연소가스는 N단의 열교환기를 통해 제2유체에 열을 제공한다. 이때 제2유체는 액체 상태의 H₂O로서, 각 열교환기에 공급되는 유량은 2 kmol/h 로 동일하다고 가정하였다. N단 연소기의 연소가스에는 연소하지 않고 남아있는 메탄올이 존재한다.

제안 방법

본 연구에서는 메탄올 수증기 개질 플랜트의 초기 시동을 위한 다단연소기의 제어 전략에 대하여 연구하였다. ASPEN plus 상용 프로그램을 활용하여 다단연소기을 모델링하였으며 시뮬레이션 결과 분석을 통해 아래와 같은 결론을 얻을 수 있었다.
본 연구에서는 잠수함용 연료 개질 플랜트에 적용 할 수 있는 다단연소기의 구성을 제안하고, 연료 개질 플랜트의 시동을 위한 다단연소기의 운전 방법에 대하여 연구하였다. 각 단 연소기 전후단의 반응물 및 생성물의 조성 및 각 단 열교환기의 출구 온도를 분석하여 잠수함용 연료 개질 플랜트의 시동을 위한 효과적인 다단연소기의 운전 방안 및 조건을 제시하였다.
2). 각 단의 연소기는 화학양론 반응기(stoichiometric reactor)인 RStoic 모델을 사용하였으므로, 메탄올과 산소의 연소 반응 만 고려하여 계산하였다¹⁴⁾. 또한 연소기 및 촉매 등의 열용량은 무시하였고, 기체의 열용량만 고려하여 연소 반응의 공정을 모사하였다.
각 단의 연소기는 화학양론 반응기(stoichiometric reactor)인 RStoic 모델을 사용하였으므로, 메탄올과 산소의 연소 반응 만 고려하여 계산하였다¹⁴⁾. 또한 연소기 및 촉매 등의 열용량은 무시하였고, 기체의 열용량만 고려하여 연소 반응의 공정을 모사하였다. 따라서 연소 시 발생하는 열은 단지 기체의 온도 변화에만 영향을 준다.
본 연구에서는 혼합기#1에 공급되는 H₂O의 유량 을 주요 변수로 설정하였다. 연소기#1부터 연소기#5까지의 O₂ 유량은 재료의 열적 내구성을 고려하여 연소가스 온도가 750℃로 유지되도록 제어하였다.
메탄올 다단연소기는 연료 개질 플랜트의 시동 과정에서 개질 반응기를 목표 온도까지 승온시켜 준다. 이때 다단연소기에서 획득한 열은 열매체를 통하여 메탄올 개질 반응기로 전달되어 간접가열하도록 설계하였다^11,12). 따라서 시동에 관한 연구를 위해서는 전체 연료 개질 플랜트에 대한 모델링보다 다단연소기에 대해서만 모델링하는 것이 적합하다.

대상 데이터

선행 연구를 통하여 정상 상태로 운전 중인 잠수함용 연료 개질 플랜트의 경우, 상기의 제한 조건 하에서도 6단의 연소기만으로 수소정제기의 잔여 개질가스와 추가 공급되는 메탄올을 모두 연소시켜 개질 반응기에 열을 공급할 수 있다는 것을 확인할 수 있었다¹³⁾. 따라서 다단연소기는 Fig. 1과 같이 6단의 혼합기, 연소기, 열교환기의 세트로 구성하였다.
잠수함용 연료개질 플랜트 및 다단연소기의 연료로는 메탄올을 선택하였다. 메탄올 다단연소기는 연료 개질 플랜트의 시동 과정에서 개질 반응기를 목표 온도까지 승온시켜 준다.

이론/모형

모델링 범위는 아니지만, 열교환되어 승온된 H₂O는 연료 개질 플랜트 시동에 필요한 열을 공급하게 된다. 본 연구에서는 다단연소기의 모델링 및 시뮬레이션을 위하여 상용 도구인 ASPEN Plus를 이용하였다(Fig. 2). 각 단의 연소기는 화학양론 반응기(stoichiometric reactor)인 RStoic 모델을 사용하였으므로, 메탄올과 산소의 연소 반응 만 고려하여 계산하였다¹⁴⁾.
따라서 연소 시 발생하는 열은 단지 기체의 온도 변화에만 영향을 준다. 연소기#1-연소기#6에 공급되는 O₂ 유량은 ASPEN plus의 Design-Spec 기능을 사용하여 계산하였다.

성능/효과

2) 다단연소기는 연료 개질 플랜트의 정상 상태 운전뿐만 아니라 초기 시동과정에서도 중요한 역할을 수행한다. 연료 개질 플랜트의 시동 중에는 연소기에 잔여 개질가스가 공급되지 않으므로 메탄올과 O₂만으로 다단연소기가 운전된다.
3) 이러한 각단의 연소 불균형은 최전단에 위치한 연소기#1에 H₂O를 공급함으로써 개선할 수 있다. 즉, 주 반응물인 메탄올+O₂와 함께 열용량이 높은 H₂O을 추가 공급하여 전단에 배치된 연소기(연소기#1-연소기#5)에서 더 많은 양의 메탄올을 연소시킴으로써 후단에 배치된 연소기(연소기#6)의 연소가스 온도를 낮출 수 있었다.
전단에서 연소하지 못한 잔여 메탄올은 연소기#6에서 모두 연소되므로, 연소기 #6 후단의 CO₂ 유량은 혼합기#1에 공급되는 H₂O의 유량과는 관계없이 1 kmol/h로 일정하였다. 또한 Fig. 3과 Fig. 4에서도 유추할 수 있듯이, 혼합기#1에 공급되는 H₂O의 유량이 적을 경우 연소기#1-연소기 #5와 연소기#6 간의 CO₂ 생성량의 차이가 크지만, H₂O의 유량이 증가할수록 각 단의 연소기에서 생성되는 CO₂의 양이 균질해지는 것을 확인할 수 있었다.
즉, 주 반응물인 메탄올+O₂와 함께 열용량이 높은 H₂O을 추가 공급하여 전단에 배치된 연소기(연소기#1-연소기#5)에서 더 많은 양의 메탄올을 연소시킴으로써 후단에 배치된 연소기(연소기#6)의 연소가스 온도를 낮출 수 있었다. 시뮬레이션 결과, 메탄올 1 kmol/h 기준으로 4.9 kmol/h 이상의 H₂O를 공급할 경우, 각 단의 연소가스 온도도 750℃ 이하로 유지할 수 있었으며, 연소가스도 CO₂+H₂O로 전부 전환시킬 수 있었다.
이것은 연소기#6에서 배기가스를 모두 CO₂+H₂O로 전환시키기 위하여 연료의 41% 수준에 해당하는 연소열을 생성하고 있는 것을 의미 한다. 이와 같은 연소기 간의 연소 불균형은 혼합기 #1에 주입되는 H₂O의 공급량을 증가하여 개선되는 것을 확인할 수 있다. 즉, 혼합기에 공급되는 H₂O의 유량이 증가할수록 각 단의 혼합기에서 계산된 메탄올 유량 데이터 간격이 증가하였다.
이것은 증가된 혼합기#1의 H₂O 공급 유량과 후단으로 갈수록 증가하는 연소가스 유량으로 인하여 열교환기에서의 열교환량이 증가하였기 때문이다. 이와 함께 연소기#6의 경우, 혼합기#1의 H₂O 유량이 증가함에 따라 연소기#6의 연소가스 온도가 감소하여 열교환기 저온측 출구온도가 감소하였으며, H₂O의 공급량이 5.3 kmol/h부터는 열교환기#6의 저온측 출구온도가 60 bara에 해당하는 포화점까지 도달할 수 있었다.
5 kmol/h의 H₂O를 공급할 경우, 연소기#1- 연소기#5의 메탄올 유량 데이터 간의 간격이 유사하였다. 즉, 연소기#1-연소기#5에서 연소되는 메탄올의 양은 약 0.12 kmol/h로 유사하지만, 연소기#6에서는 상대적으로 많은 0.41 kmol/h의 메탄올이 연소되는 것을 확인할 수 있다. 이것은 연소기#6에서 배기가스를 모두 CO₂+H₂O로 전환시키기 위하여 연료의 41% 수준에 해당하는 연소열을 생성하고 있는 것을 의미 한다.
O를 공급함으로써 개선할 수 있다. 즉, 주 반응물인 메탄올+O₂와 함께 열용량이 높은 H₂O을 추가 공급하여 전단에 배치된 연소기(연소기#1-연소기#5)에서 더 많은 양의 메탄올을 연소시킴으로써 후단에 배치된 연소기(연소기#6)의 연소가스 온도를 낮출 수 있었다. 시뮬레이션 결과, 메탄올 1 kmol/h 기준으로 4.
이와 같은 연소기 간의 연소 불균형은 혼합기 #1에 주입되는 H₂O의 공급량을 증가하여 개선되는 것을 확인할 수 있다. 즉, 혼합기에 공급되는 H₂O의 유량이 증가할수록 각 단의 혼합기에서 계산된 메탄올 유량 데이터 간격이 증가하였다. 이것은 H₂O의 공급량이 증가할수록 연소기#1-연소기#5에서 더 많은 양의 메탄올을 연소시킬 수 있다는 것을 의미한다.

후속연구

연소가스에 O₂가 존재하지 않는 것은 연소기에 공급되는 반응물이 모두 연소에 참여하여 CO₂+H₂O로 전환되었다는 것을 의미한다. 이러한 제어 방법은 향후 시제품 제작 시 열전대와 O₂ 센서에 의한 피드백 신호로 구현할 수 있다. 본 연구에서 사용한 시뮬레이션 조건은 Table 1과 같다.

질의응답

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	재래식 잠수함의 주 에너지원은 무엇인가?	핵추진 잠수함을 제외한 일반적인 재래식 잠수함은 잠항 시 2차전지에 저장된 전력을 주 에너지원으로 사용하여 추진한다. 만약 2차전지가 방전되면 함내 탑재된 디젤 발전기로 2차전지를 충전해야만 한다.
	연료전지 시스템의 장점은 무엇인가?	이러한 이유로 잠수함 선진국에서는 공기 의존도를 낮추고, 잠수함의 잠항시간을 증가시키기 위하여 공기불요추진(air independent propulsion, AIP) 체계를 개발하여 재래식 잠수함에 적용하고 있다1) . 특히 연료전지 시스템은 다른 AIP 체계에 비하여 상대적으로 에너지 변환 효율이 높고(50-60%), 운용 중 동적 요소가 없어 정숙하므로 독일, 한국 등을 포함한 대부분의 국가에서 채택하고 있다.
	잠수함용 연료 개질 플랜트에 가정용과 같은 구조 및 운전 방법을 적용할 수 없는 이유는 무엇인가?	잠수함용 연료 개질 플랜트는 기존의 가정용/발전 용 연료 개질 플랜트와 기본적인 원리는 동일하다. 하지만 운용환경의 차이로 인하여 연소기의 형태와 최종 배기가스의 기준에서 뚜렷한 기술적 차이를 보여 주고 있다. 따라서 기존 연료 개질 플랜트의 시동을 위한 구조 및 운전 방법을 그대로 적용할 수가 없다5-10).

참고문헌 (14)

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S. Rupesh, C. Muraleedharan, and P. Arun, "ASPEN plus modelling of air-steam gasification of biomass with sorbent enabled $CO_2$ capture", Resource-Efficient Technologies, Vol. 2, No. 2, 2016, pp. 94-103, doi: https://doi.org/10.1016/j.reffit.2016.07.002.

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표제어: PCR

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용어 설명: PCR은 세균 특이성이 있는 primer를 이용하여 적은 수의 세균이 있을지라도 쉽게 검출할 수 있는 유용한 방법이며, 이를 이용하여 구강 내 치면세균막이나 타액에서 직접 세균을 검출할 수 있게 되었다[8].

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