012-091-061 최종보고서(완결본)

오존 및 스모그오염 개선기술

반도체 공정에서 배출되는 NOx, CO, 및

온실가스 저감을 위한 친환경 배기가스 처리장치 개발

Development of advanced eco-friendly treatment

system for reducing the NOx, CO, and greenhouse

gases emission in semiconductor processing

크린시스템스코리아(주) 차세대 친환경 기술연구소

환 경 부

목 차

제1장. 서론

제1절 연구개발의 중요성 및 필요성 ------------------------------- 1

제2절 연구개발의 국내외 현황 ----------------------------------- 12

제3절 연구개발대상 기술의 차별성 -------------------------------- 15

제2장. 연구개발의 목표 및 내용

제1절 최종목표 ---------------------------------------------- 17

제2절 연도별 연구개발의 목표 및 평가방법 ------------------------- 18

1. 연도별 연구개발 목표 -------------------------------------- 18

2. 연도별 연구개발 사항의 평가방법 ----------------------------- 19

제3절 연도별 추진 체계 ---------------------------------------- 20

제3장. 연구개발 결과 및 활용 계획

제1절 1차년도 연구개발 결과 ------------------------------------ 22

제2절 2차년도 연구개발 결과 ------------------------------------ 79

1. 가스 및 유틸리트 공급 시스템 설계 및 제작---------------------- 79

2. 5,000lpm급 시제품 제작 보완 및 성능평가 ---------------------- 104

3. 고효율 복합 흡수제 효율적 회수안 도출------------------------- 130

4. 흡수제 성능 평가 ----------------------------------------- 142

5. 반도체 공정라인 현장 실증 평가 ------------------------------ 161

6. 5,000lpm급 hybrid system 오염물질 제거효율-------------------- 167

7. 상용화 운전 세부 계획 ------------------------------------- 172

제3절 연구개발 결과 요약 -------------------------------------- 173

1. Thermal Recovery Reactor --------------------------------- 173

2. 다목적 복합 cyclon 흡수제 성능 ------------------------------ 174

제4절 연도별 연구개발목표의 달성도 ------------------------------ 175

제5절 연도별 연구성과 (논문․특허 등) ------------------------------ 176

제6절 관련분야의 기술발전 기여도 -------------------------------- 177

제7절 연구개발 결과의 활용계획 --------------------------------- 178

제4장 참고문헌 ------------------------------------------------ 179

List of Figure

Fig. 1 반도체 산업 공정 배출가스 처리용 스크러버 기술변화 추세

Fig. 2 연구 개발 개요

Fig. 3 전지구 및 우리나라 기온의 경년 변화

Fig. 4 직화식 스크러버의 일반적인 형태

Fig. 5 전기히터식 스크러버의 일반적인 형태

Fig. 6 플라즈마 스크러버의 일반적인 형태

Fig. 7 촉매 흡착식 스크러버의 일반적인 형태

Fig. 8 다양한 스크러버 비교분석

Fig. 9 미래형 친환경 배기가스 처리장치 개발 필요성

Fig. 10 Schematic of heat transfer mechanism through planar thermal insulation

Fig. 11 Physical model of Calculations

Fig. 12 An example of CFD calculation result

Fig. 13 Sketch of thermal regeneration concept for reactor

Fig. 14 Sketch of mesh grid for heat transfer calculation in the reactor with heat

exchanger

Fig. 15 Temperature distribution inside reactor with heat exchanger

Fig. 16 Velocity distribution & Flow path line inside reactor with heat exchange

Fig. 17 G/φ에 따른 흡수탑 내 압력강하

Fig. 18 본 연구에서 개발중인 다목적 흡수재 스크러버 모식도

Fig. 19 일반적인 스크러버 운전 모식도

Fig. 20 Drying rate curve

Fig. 21 흡수, 흡착에 의한 Semi-dry scrubber 내에서의 제거 기작

Fig. 22 싸이클론 설계인자 모식도

Fig. 23 싸이클론 모식도

Fig. 24 Venturi-type dry scrubber 운전 모식도

Fig. 25 흡수제 조성

Fig. 26 LDH 이온교환제

Fig. 27 Ca(OH)2와 SO2의 반응

Fig. 28 입상반(granule)형태 흡수제 제조 모식도

Fig. 29 압밀/파쇄 후 흡수제 입경

Fig. 30 신규 흡수제 표면의 SEM image

Fig. 31 사용한 흡수제 표면의 SEM image

Fig. 32 Designed System flow diagram

Fig. 33 Schematic of the designed thermal regeneration reactor

Fig. 34 Schematic of the designed high efficiency powder trap

Fig. 35 Schematic of the designed wet scrubber

Fig. 36 Schematic of the designed wet scrubber

Fig. 37 Schematic of the installed thermocouple location in the reactor

Fig. 38 Result of the temperature variation inside of reactor

Fig. 39 Experimental results of SF6 DRE with reactor maximum temperature

Fig. 40 Experimental results of SF6 DRE with total flowrate

Fig. 41 Experimental results of SF6 DRE with different composition of carrier gas

Fig. 42 흡수제 Lab scale pilot 실험 장치 개략도

Fig. 43 7:1:2 흡수재 성능평가

Fig. 44 9:0.5:0.5 흡수재 성능평가

Fig. 45 FIMS 구성도

Fig. 46 BPFR(좌)과 BPHR(우)

Fig. 47 SIO-AI4RB

Fig. 48 SIO-AO4RB

Fig. 49 운영프로그램의 구성도

Fig. 50 모듈로드 진행상태창

Fig. 51 FIMS 운영 프로그램

Fig. 52 전체 모니터링뷰

Fig. 53 채널 모니터뷰

Fig. 54 오류 로그

Fig. 55 로그 분석 레포트

Fig. 56. 가스 및 유틸리티 시스템 개략도

Fig 57. 가스 공급 장치 외관부

Fig 58. 가스 공급 시스템 배관부

Fig. 59 가스 공급 시스템 Controller Box

Fig. 60 가스 공급 시스템 외형도 & 치수

Fig. 61 가스 공급 시스템 배관 연결도

Fig. 62 MFC(유량조정장치)

Fig. 63 MFC 구성도

Fig. 64 MFC 제어 장치 구성도

Fig. 65 아진 엑스텍 BPFR Carrier Board

Fig. 66 가스상 측정된 연소가스 분석기와 FT-IR

Fig. 67 온도 및 압력 측정용 DAQ Board와 S10 압력측정기

Fig. 68 Reactor 제작 사진 및 설계도면

Fig. 69 단열재 molding 제작 도면

Fig. 70 Wet tower 시제품 사진 및 도면

Fig. 71 Schematic of Tube furnace test

Fig. 72 온도에 따른 CF4 처리효율

Fig. 73 모사가스 실험 장치 flowchart

Fig. 74 연속운전에 따른 온도 및 압력변화 data

Fig. 75 축열재와 단열재 사이 leak sealing

Fig. 76 Powder trap 부식문제 발생 및 desing 변경

Fig. 77 Reactor 부위별 시료 XRF, EDS 분석 결과

Fig. 78 Reactor outlet 배관 pipe 부식

Fig. 79 Reactor 내부 고착 powder 분석

Fig. 80 SiF4 화학 반응 메카니즘

Fig. 81 Wet scrubber 문제점 보완 전 후

Fig. 82 동볼트 부식 방지를 위한 코팅 적용

Fig. 83 SF6 처리효율 감소 원인

Fig. 84 3way valve 부식 위치

Fig. 85 HP Coating Process

Fig. 86 SMC Coating의 특징

Fig. 87 Reactor 내부 Sealing 문제발생에 따른 효율저하와 해결방안

Fig. 88 고효율 복합 흡수제 표면의 확대 사진

Fig. 89 싸이클론 설계에 사용한 길이단위의 명칭

Fig. 90 흡수제 회수용 싸이클론 설계 모식도

Fig. 91 스크류펌프내 스크류 상세 설계도

Fig. 92 유량에 따른 벤츄리 스크러버에서의 압력 측정 위치

Fig. 93 벤츄리 스크러버 위치에 따른 압력

Fig. 94 Cyclone 벤츄리 스크러버 반응기 전체 설계도

Fig. 95 벤츄리 스크러버의 전체 모습

Fig. 96 벤츄리 스크러버의 흡수제 공급장치 부분

Fig. 97 벤츄리 스크러버의 흡수제 공급

Fig. 98 흡수제 컬럼실험 순서도

Fig. 99 컬럼실험을 위한 습도유입장치 및 컬럼 고정장치

Fig. 100 컬럼 실험장치 구성

Fig. 101 흡수제 비율 C:L:N 이 6:1:3일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 102 흡수제 비율 C:L:N 이 7:1:2일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 103 흡수제 비율 C:L:N 이 7:2:1일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 104 흡수제 비율 C:L:N 이 8:0:2일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 105 흡수제 비율 C:L:N 이 9:0.5:0.5일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 106 Granule, powder 형태 흡수제

Fig. 107 흡수제 입경별 차압 실험 결과

Fig. 108 유입가스 습도에 따른 흡수제 성능 변화

Fig. 109 유량과 유입부하에 따른 실험별 온도

Fig. 110 유량과 유입부하에 대한 각 실험별 차압

Fig. 111 유입부하에 따른 NO 가스의 컬럼흡수특성

Fig. 112 유입부하에 따른 SO2가스의 컬럼흡수특성

Fig. 113 유입부하에 따른 HCl가스의 컬럼흡수특성

Fig. 114 스크러버 시스템 운전에 의한 흡수제 회수량 실험

Fig. 115 벤츄리 스크러버 운전시 유량에 따른 흡수제 회수량

Fig. 116 벤츄리 스크러버 운전시 유량에 따른 흡수제 감소량

Fig. 117 벤츄리 스크러버의 운전 모식도

Fig. 118 소형 스크러버 실험장치 구성

Fig. 119 소형 스크러버 실험 반응장치

Fig. 120 츄리 스크러버에서 흡수제 재사용 횟수에 따른 기체상 오염물질의 제거효율 변화,

(a) 120g/min, (b) 240g/min

Fig. 121 고효율 복합 흡수제의 SEM 사진

Fig. 122 실증 장치 설치 구조 및 현장 사진

Fig. 123 실증 처리효율 및 by-products(FT-IR)

Fig. 124 By-products 성능 실증 결과(대기오염공정시험법)

Fig. 125 연간 운영비용

Fig. 126 연속식 컬럼 반응조에서의 각 물질의 시간에 따른 농도 변화

Fig. 127 시간에 따른 복합 흡수제 적용 NO 농도 변화

Fig. 128 시간에 따른 복합 흡수제 적용 SO2 농도 변화

Fig. 129 시간에 따른 복합 흡수제 적용 HCl 농도 변화

Fig. 130 시스템 설치 위치

List of Tables

Table 1 온실가스별 지구 온난화 지수

Table 2 PFC Gas별 지구온난화 영향정도

Table 3 각국 반도체 산업별 PFC 배출 목표

Table 4 반도체 Scrubber의 전세계 시장규모

Table 5 반도체 스크러버 국내 시장규모

Table 6 반도체 스크러버 국내 수요예측

Table 7 국내 스크러버 업체 현황 및 생산 장비 현황

Table 8 스크러버 관련 국내 특허 현황

Table 9 년차별 세부 개발 내용 및 목표

Table 10 Required minimum energy for heat up the 5,000 l/min N2 from 20℃ to

1300℃

Table 11 단열재 표준 규격 (Standard Specification of insulation material)

Table 12 1-d calculation of the heat transfer through planar thermal insulation

Table 13 Calculation cases

Table 14 Physical properties of high purity honeycomb(Al2O3 997%)

Table 15 Honeycomb Chanel Size와 유속에 따른 최소 길이에 대한 계산 결과

Table 16 Physical properties of high purity honeycomb(Al2O3 997%)

Table 17 Honeycomb Specification regarding CFD results

Table 18 Powder filter 선정 Specification 및 조합 수량

Table 19 Design target for wet scrubber

Table 20 습식, 건식 스크러버의 선택

Table 21 사이클론의 장/단점

Table 22 사이클론의 운전조건

Table 23 싸이클론 설계시 적정 비율

Table 24 싸이클론 설계시 효율 상관성

Table 25 벤츄리 스크러버의 장/단점

Table 26 벤츄리 스크러버의 운전조건

Table 27 Ca(OH)2와 SO2의 반응순서

Table 28 Detailed specification of theraml regeneration reactor

Table 29 Detailed specification of high efficiency powder trap

Table 30 Detailed specification of wet scrubber

Table 31 Detailed specification of wet scrubber

Table 32 Result of the temperature distribution along with honeycomb location

(Red dash line in Fig 30)

Table 33 Measurement of exhaust gas concentrations

Table 34 BPHR, BPFR 상세사양

Table 35 SIO-AI4RB 상세사양

Table 36 SIO-AO4RB상세사양

Table 37 개발환경

Table 38 BPFR 사양

Table 39 기존 Controller 제어 방법과 Program을 이용한 제어 방법 비교

Table 40 Heater box 동 볼트 재질 및 코팅 변경

Table 41 고효율 싸이클론 설계인자와 흡수제 회수용 싸이클론 설계 비교

Table 42 싸이클론 기본설계 및 흡수제 제원

Table 43 싸이클론 기본설계 제원에 따른 계산값

Table 44 유량 변화에 따른 벤츄리 스크러버 싸이클론 반응기 압력 변화

Table 45 흡수제 입경 변화실험에 적용한 거름체 종류와 입경크기

Table 46 흡수제 컬럼 실험별 적용 농도 및 유입부하

Table 47 가스 유량에 따른 싸이클론 흡수제 회수율 실험

Table 48 스크러버 싸이클론 운전조건

Table 49 재사용 횟수에 따른 제거효율 변화 (흡수제 유입속도 : 120 g/min)

Table 50 재사용 횟수에 따른 제거효율 변화 (흡수제 유입속도 : 240 g/min)

Table 51 Column test에서의 BET 비교

Table 52 활성탄 재생방법 종류

Table 53 Comparison of power consumption

Table 54 플라즈마 스크러버와 열재생기법 적용 반응기 에너지 사용량 비교

Table 55 반도체 제조공정 배가스 물질/농도 (단위: ppm)

Table 56 5000LPM급 스크러버의 가상 유입농도 (단위: ppm)

Table 57 조건에 따른 흡수제량 산정

Table 58 복합 흡수제 구성물질의 가격 (2011년 기준)

Table 59 SF6 처리 결과

Table 60 NF3 처리 결과

Table 61 CF4 처리 결과

Table 62 가스 유량에 따른 싸이클론 흡수제 회수율 실험

Table 63 싸이클론 흡수제 회수율 실험 처리효율 99%

- 1 -

제1장. 연구개발의 필요성 및 동향

1절. 연구개발의 중요성(필요성)

1. 연구개발 개요

Fig.1 반도체 산업 공정 배출가스 처리용 스크러버 기술변화 추세

◦ 반도체 산업의 발달과 더불어 반도체 산업 공정에서 발생되는 유해 배출가스의 량 및 가스의

종류의 증가로 인하여 이들을 처리하기 위한 시스템인 스크러버 역시 대용량 고효율 낮은

유지 비용 등을 목표로 개선, 개발되어지고 있다.

◦ 초기 1세대 스크러버의 경우는 주로 낮은 초기투자비용만을 고려한 습식 스크러버가 이

용되었으나 대용량의 공정 배출가스 처리가 어려우며 처리되는 가스 역시 수용성 가스에

국한된 단점들이 있었다.

◦ 이에 고온에서만 분해되는 난분해성 가스를 처리하기 위해 산화식 처리 과정을 포함한 2

세대 Burn & Wet 스크러버가 개발되었다. 하지만 산화이후 발생되는 2차 부산물인

- 2 -

NOx, CO 및 백연 등에 의한 추가적인 오염물질이 배출되는 실정이다.

◦ 현재 개발되어지고 있는 스크러버는 2차로 발생되는 추가적인 오염물질 배출을 저감하기

위해 여러 가지 기술들이 복합적으로 조합된 Hybrid 형식을 사용하고 있다. 하지만

Hybrid 시스템 스크러버에 대한 기술력 부족으로 인한 연구 개발은 초기상태에 머물고

있다.

◦ 본 연구에서는 반도체 산업 공정에서 배출되는 복합 오염물질 저감 및 처리를 위한 대용

량 하이브리드 배기가스 처리장치 개발하고자 한다.

◦ 구상된 시스템은 아래 그림과 같이 반도체 공정상에서 배출되는 입자상의 물질을 전지집

진기 Prefilter로 제거하고, NOx와 CO 생성량이 적으며 높은 에너지 효율을 갖는 전기가

열방식의 축열식 고온 반응기를 통하여 반도체 공정중 발생되는 온난화 가스인 PFCs를

처리한 후 PFCs 처리 후 발생되는 HF와 등의 수용성 독성가스를 Wet scrubbing

system을 통하여 처리한다. 그리고 최종적으로 미 처리되고 배출될 수 있는 NOx, HF

등의 오염물질은 고효율 복합 흡수제를 이용한 스크러버를 통하여 가스상 복합오염물질

처리를 극대화하는 하이브리드 스크러버 개발 및 상용화에 목표를 두고 있다.

Fig. 2 연구 개발 개요

- 3 -

2. 지구온난화 문제

◦ 최근 과학기술의 급진적인 발전과 산업화로 대기 중 온실가스 농도는 급속히 증가하고 있으

며, 이로 인하여 지구 환경 파괴의 일종인 지구 온난화를 유발하였다. 향후 세계적으로 온실가

스 감축을 위한 특별한 조치를 취하지 않는 한 21세기는 지구온난화 피해가 극심할 것으로 예

상된다.

◦ 세계 3000여명 과학자들이 참여하여 2001년 발표한 IPCC 3차 보고서에서는 21세기에 지구

평균 기온이 최대 5.8℃, 해수면은 88cm까지 상승할 것이라는 충격적인 예측 결과가 포함되

어있다. 이에 지구 온난화 문제에 대한 우려는 20세기 후반부터 국제 사회에서 적극적으로 논

의되기 시작하였으며 그 결과 다양한 형태, 규율의 기후변화협약을 실행하였으며 진행 중이다.

Fig. 3 전지구 및 우리나라 기온의 경년변화

◦ 기후변화협약을 통한 지구온난화물질 배출 규제는 강화되고 있으며 포스트 교토 체제(2013년

시행)에서는 탄소배출권이라고 하는 각 국에서 목표한 지구 온난화 물질 방출량을 초과하여

방출할 경우에는 방출량을 저감한 국가의 탄소 배출권을 매입하여야 하며 이때의 경제적 손실

은 막대할 것으로 예상된다. 우리나라도 곧 시작될 포스트 교토 체제에서는 의무 감축국으로

편입될 예정이어서 이러한 기후 협약에 따른 제제에서 자유로울 수 없으며 기후변화 및 기후

변화 협약에 적극 적인 대처가 필요한 실정이다.

◦ 이에 국내에서도 “녹색성장”을 구호로 지구 온난화 물질의 배출을 최소화하고 탄화수소 계

열의 연료를 대체할 대체 에너지 개발, 자원 Recycling, 에너지 절감, 배출량 최소화 등을 목

표로 친환경적인 혁신 기술 개발에 초점을 맞추고 있다.

◦ 일반적으로 태양의 가시광선은 대기층을 통과하여 지표에 와 닿았다가 대기로 방사되며 빠져

- 4 -

나감으로써 지구온도의 균형이 잡히는데 화석연료사용의 증가로 유입과 유출의 균형이 깨지

고, 이산화탄소, 메탄, 염화불화탄소, 이산화질소 등으로 이루어진 가스층이 지구 밖으로 빠져

나가야 할 복사열(자외선)을 차단한다. 이 때문에 지구의 평균온도는 지난 100년 동안 약 0.

5℃ 정도 높아진 것으로 나타났다.

◦ 지구온난화 (일명 온실효과)를 유발하는 주된 물질은 이산화탄소로서 약 50%에 이른다. 다음

이 메탄(19%), 염화불화탄소(17%), 오존(8%), 아산화질소(4%) 순이다. 이중 지구 온난화

물질 중 세번째로 큰 비중을 차지하고 있는 염화불화탄소(Perfluorocarbons, PFCs)의 경우

GWP(Global Warming Potential)는 이산화소와 비교 했을 때, 매우 큰 값을 가지고 있으며,

이는 다른 온난화 가스인 메탄, 이산화질소에 비해서도 많게는 300배 이상의 영향을 갖는다.

Table 1. 온실가스별 지구 온난화 지수

온실가스 지구온난화지수(GWP)

이산화탄소 1

메탄 21

아산화질소 310

수소불화탄소 150~11,700

과불화탄소 6,500~9200

6불화황 23,900

◦ PFCs는 반도체 제조 공정 중에서 에칭(Etching) 및 박막(Film)공정에서 세정을 위해 다량

사용되고 있다. 이때 사용되는 세정 가스들은 CF4, C2F6, C3F8, CHF3, NF3, SF6, CLF3

들이며 이들 가스는 아래 Table 2에서처럼 지구온난화 물질인 이산화탄소에 비해 지구온

난화 지수가 상당히 크고 대기 중 체류시간이 길기 때문에 배출량 감축이 반드시 필요한

물질이다.

Table 2. PFC Gas별 지구온난화 영향정도

구분 CF4 CHF3 C2F6 C3F8 C4F10 SF6 NF3

온난화지수(GWP) 5700 11,700 11900 8600 8600 23,900 8,000

Life Time 50,000 250 10,000 3,200 3,200 740

미 반응 가스량 80% 30% 70% 40% 30% 50% 20%

부산물(CF4) 0 0 10% 20% 10% 0 0

* GWP(Global Warming Potential): 이산화탄소(Lifetime 100년)의 온난화영향을 1로 볼때의 지구온난

화 지수

- 5 -

3. 지구온난화 물질 저감을 위한 업계의 방안

◦ 반도체 산업계에서는 이미 자율적으로 PFCs 배출감축목표를 설정하여 배출절감활동을 진행하

고 있으며 우리나라에서도 2010년까지 1997년 배출량 기준의 10% 이상을 절감하는 것을 목

표로 정부에 M.O.U.를 제출하였고, 절감을 위한 총력을 기울이고 있다.

Table 3. 각국 반도체 산업별 PFC 배출 목표

구분 EECA EIAJ KSIA SIA TSIA

BASE LINE 1995 1995 1997 1995 1998

GOAL LINE 2010 2010 2010 2010 2010

GOALMMTCE

10%

MMTCE

10%

MMTCE

10%

MMTCE

10%

MMTCE

10%

*MMTCE: Million Metric Ton of Carbon Equivalent

◦ 또한 반도체 공정 후단에서 배기되는 PFCs는 폭발성, 반응성, 부식성, 맹독성의 특성을 가지

고 있어서 안전 및 환경오염 측면에서 공정 배기 계통에서 즉시 처리되어야 한다.

◦ 현재 반도체 제조 라인에서는 PFCs의 1차 처리 장치로 가스 스크러버를 사용하고 있으며 처

리방식에 따라 흡수식, 흡착식, 산화식으로 구분되며 현 반도체 공정에서 PFCs 처리를 위해

대부분 사용되는 방식은 흡착식(촉매)과 산화식이며 열원의 방식에 따라 직화식(연소식), 전

기히터식, 플라즈마식으로 구분된다.

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4. PFCs 처리용 산화식 스크러버

가. 직화식 (연소식) 스크러버

Fig. 4 직화식 스크러버의 일반적인 형태

◦ 직화식 (연소방식) 처리방법은 탄화수소계열의 연료를 사용하여 생성된 화염의 고온 연소열을

통하여 PFCs를 분해하는 방법이 일반적이다.

◦ PFCs를 매우 안전한 상태로 분해하기 위해서는 1400℃ 이상의 고온을 필요로 한다. 일반적

인 화염은 화염 강도 및 안정성이 낮기 때문에 탄화수소계열 연료와 산소만을 사용하여 고속

분사 시키는 순산소 연소방식의 연소기법을 이용하고 있다.

◦ 한편 직화식 처리방법은 연소 부산물로써 다량의 CO2 및 NOx 또는 CO등의 2차 부산물들이

발생되며 이들은 또 다른 지구 온난화를 유발하는 물질로써 부가적인 방법을 이용하여 재처리

되어야 하며 비효율적이다. 또한 연료로 사용되는 메탄, 프로판, 수소 등의 가스들은 조그마한

부주의에도 화재 및 폭발의 우려를 항상 내제하고 있다.

◦ 대부분의 기존 직화식 스크러버는 그림에서 보듯이 다량의 노즐로부터 생성되는 화염다발들을

처리가스가 유입되어 고온의 화염대를 통과하는 구조로 이루어져있다, 이러한 구조적인 문제

로 인하여 대유량의 처리가스의 처리 시에는 화염날림(Blow-off)이나 화염 부상(Flame

lift-off)등의 화염 불안정성이 초래되며 이러한 이유로 불완전연소가 이루어져 CO, CH4 등이

다량 방출되며 또한 화염온도 감소로 인해 PFCs 처리 능력이 현격하게 저하되는 문제점들이

있다.

- 7 -

나. 전기히터식 스크러버

Fig. 5 전기히터식 스크러버의 일반적인 형태

◦ 전기히터식 스크러버의 경우 일반적으로 전기 히터를 열원으로 사용하여 고온의 분위기를 조

성하여 PFCs를 분해 및 처리하도록 설계되어있다. 순수하게 전기를 이용한 히터의 발열을 통

해서 반응기의 온도를 유지하기 때문에 직화식 스크러버 처럼 CO2, NOx 등의 2차 부산물들

이 발생하지 않는 큰 이 있다.

◦ 한편 히터방식의 경우 고온부의 발열 온도는 1400℃ 정도로 유지되지만 처리되는 유입가스와

의 충분한 열교환이 힘들고 외부로 방출되는 열손실이 상당하여 열효율이 매우 나쁜 형태로

설계되어져 있다.

◦ 따라서 전기히터식 스크러버는 반응기 내부의 온도가 고온으로 유지되지 못하여 결과적으로

PFCs 처리 효율이 매우 낮은 실정이다.

◦ 최근 이러한 단점들을 보완하기 위하여 유로(flow-path)를 개선하여 고온부와 처리가스가 접

촉하는 시간(residence time)을 늘리고 외부로 방출되는 열손실을 줄이기 위한 노력들이 진

행되고 있지만 한계에 직면한 실정이다.

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다. 플라즈마를 이용한 직화식 스크러버

Fig. 6 플라즈마 스크러버의 일반적인 형태

◦ 최근 플라즈마를 이용한 직화식 스크러버의 연구 또한 활발히 이루어지고 있다. 플라즈마를

이용한 PFCs의 처리는 특히 CF4의 처리에 초점을 맞추어 진행되고 있는데, CF4의 경우 대표

적인 난분해성 가스이지만, NF3나 SF6에 비해 반도체 공정에서 배출되는 가스량이 1/10정도

로 농도가 낮고, Etch공정에서 주로 사용됨으로 인해 Powder의 영향을 비교적 적게 받는 가

스이다.

◦ 또한 Powder의 영향이 적음으로 인해, Hot N2등의 사용량이 적은 공정임으로 Scrubber가

처리해야하는 전체 가스의 량도 상대적으로 적은 편이다. 때문에 플라즈마를 이용한 처리가

경제적이고, 그 효율면에서도 50LPM정도의 유량에서는 약 10kW 정도의 전력으로 99% 이

상 처리가 가능하다.

◦ 하지만 플라즈마 장치는 대량의 전력을 필요로 하고 입력 전력의 상당 부분이 기체가 아닌 전

극의 가열에 쓰이며, 전극의 침식에 의해 수명이 제한되는 단점이 있다. 예를 들어 전자충돌의

효과를 무시하고 50%의 효율로 기체의 가열이 이루어지고 1,000 l/min 유량의 질소를 방전

에 의한 열분해하는 경우를 고려하면, 상온에서 질소의 밀도는 1 kg/m3에 해당하고 온도 증가

에 따라 감소하며, 상온에서 비열은 1.1 kJ/kg-K에 해당하며 온도에 따라 증가한다. 온도를

3000K 올린다고 하면 분당 대략 6,600 kJ의 입력이 필요하며 이것은 110 kW의 전력에 해

당한다. 때문에 전체 에너지 소비량을 절감하기 위해 연소와 플라즈마를 결합한 형태에 대한

개발에 초점을 맞추어 연구가 현재 진행되고 있다.

- 9 -

라. 흡착(촉매)방식 PFCs 처리장치

Fig. 7 촉매 흡착식 스크러버의 일반적인 형태

◦ 흡착방식은 일반 산화방식과 동일하지만 PFCs의 분해 처리를 위해 유지되어야 하는 적정 온

도대를 낮출 수 있는 이 있다.

◦ 일반적으로 PFCs의 처리를 위해서는 1200℃이상의 고온을 유지해야 하는데 반면 촉매

의 경우 500~900℃에서 산화반응이 일어나게 에너지 사용을 절감할 수 있고 PFCs 처

리에 안정성을 강화시킬 수 있으나 PFCs 분해 후 생성되는 HF와 F2에 의해서 촉매의

성능을 급격하게 저하시킴으로써 고가의 촉매를 주기적으로 교체해야 하는 단점을 가지고

있다.

◦ 이러한 이유로 기업의 운영비 증가와 동시에 제품의 가격상승의 요인으로 작용할 수 있어

산업체에서는 선택적으로만 사용이 되어지고 있다. 또한 CVD 또는 Diffusion 공정처럼

다량의 파우더가 발생하는 공정에서는 파우더에 의한 막힘 현상함을 발생시키기 쉽다.

◦ 현재 사용되는 촉매의 성능 및 수명의 증가를 위하여 많은 연구가 진행되고 있으나 HF,

F2와 같은 강산성 물질의 처리가 해결되지 않는 이상 쉽게 촉매의 수명연장은 쉽게 해결

되기 힘은 문제이다.

- 10 -

Fig. 8 다양한 스크러버 비교 분석

- 11 -

5. 친환경 배기가스 처리장치 개발 목적

◦ 앞서 기술한 것처럼 기존에 사용되고 있는 PFCs 처리용 스크러버들은 에너지 효율성 및 처리

가스 유량에 따른 처리 능력에서 아직까지 많은 문제점들을 내제하고 있다.

◦ 뿐만 아니라 스크러버 후단에서 제출되는 미량의 배출가스로 인해 발생되는 악취 제거를 위해

복합 오염물질들을 동시에 효과적으로 처리할 수 있는 시스템의 개발이 시급한 실정이다.

◦ 본 연구에서는 지구온난화 물질인 CO2, NOx등을 포함 인체에 유해한 CO등의 2차 부산물들

이 생성 되지 않는 전기 히터 방식 열원을 이용하며 에너지 효율을 극대화 하기 위한 축열에

의한 Thermal recovery를 구현할 수 있는 시스템을 설계하여 대유량 (5000lpm) 에서도 안

정적으로 PFCs를 95%이상으로 처리할 수 있으며 극미량으로도 악취를 유발 할 수 있는 물

질역시 제거할 수 있는 흡착 재생을 이용하는 스크러버를 조합하여 사용될 수 있는 시스템 개

발을 목적으로 한다.

Fig. 9 미래형 친환경 배기가스 처리장치 개발 필요성

- 12 -

2절. 연구개발의 국내․외 현황

1. 해외 기술개발 및 시장 동향

◦ 세계적으로 반도체 기술을 선도하고 있는 미국과 일본, 한국, 대만이 배가스 처리부분에서도

넓은 시장을 형성하고 있다.

◦ 미국의 경우 한 가지 기술만을 사용하고 있지 않고 여러 기술들을 폭 넓게 활용하고 있다. 미

국 EPA에서는 어느 한 기술이 처리기술시장을 독점하는 것은 쉽지 않고 회수기술, 플라즈마

분해기술, 열 및 촉매분해 기술들이 공존할 것으로 판단하고 있다.

◦ 일본의 경우 가장 널리 적용되고 있는 기술은 간접 또는 직접 소각방식의 기술들이며, 그 다

음으로 촉매를 적용한 촉매식 분해방식이 시장을 점유하고 있다. 플라즈마를 적용한 scrubber

는 시장에 나와 있으나 판매실적이 부진한 상황이다.

◦ EPA에서 추정한 1년 단위의 PFC(Per Fluoro Compounds, 과불화 화합물) 처리비용을 고려

하여 추산한 2010년의 총 PFC 처리비용은 1년에 약 7.18억불~7.9억불 정도가 소요될 것으

로 예상하였다.

Table 4. 반도체 Scrubber의 전세계 시장규모

(단위 : 백만 달러)

구 분 04년 05년 06년 07년

국 내 53.60 60.57 52.63 84.31

대 만 58.96 71.31 64.21 192.62

미 국 75.04 91.55 87.89 109.86

일 본 107.2 115.78 106.51 133.14

유 럽 53.6 61.64 55.48 72.12

기 타 53.6 71.82 69.67 87.09

계 402 472.7 436.45 679.14

(출처 : 반도체 협회)

2. 국내 기술개발 및 시장 동향

◦ 국내의 스크러버 시장은 95년 초 한국 DNS가 국내최초로 완전 국산화에 성공한 이래 연간

500여대에 이르는 시장규모를 가지고 있다. 국내 시장규모는 2003년 약 300억원에서 2006

년 600억원으로 매년 약 25%의 성장률을 보이고 있으며 반도체, LCD 설비투자 및 수요 전

망에 따라 민감하지만 2011년에는 1,200억원의 규모로 성장할 것으로 예측되고 있다.

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Table 5. 반도체 스크러버 국내 시장규모

(단위 : 억원)

구 분 2003년 2005년 2006년 증감률(%)

스크러버 300 500 600 25.9%

(출처 : 기술평가정보유통시스템)

◦ 국내의 반도체 제조 기술은 메모리 분야에서 세계 최고 수준의 기술을 보유하고 있으며, 비메

모리 분야에서도 꾸준한 발전을 이루고 있다. 특히 국가경제를 주도하는 핵심 산업으로 전체

산업에서 수출비중이 10~15%를 차지하고, GDP 비중 5~6%를 차지하고 있을 정도로 발달되

어 있다.

Table 6. 반도체 스크러버 국내 수요예측

(단위:억원)

구 분 2007년 2008년 2009년 2010년 2011년 증감률(%)

스크러버 690 793 912 1,049 1,200 15%

(출처 : 기술평가정보유통시스템)

◦ 그러나 반도체 제조 공정에서 배출되는 배가스의 처리 기술에 대해서는 높은 수준의 기술을

보유하고 있다고 할 수는 없는 상황이다. 국내회사 들 중에서는 CSK, 유니셈, 에코프로, KC

tech, 플라즈마텍 등에서 소각식, 촉매식, 플라즈마식 scrubber를 개발하였으며, 현장에 적용

중에 있으나 회수기술은 아직 국내 업체들의 개발 실적이 미진한 상황이다.

Table 7. 국내 스크러버 업체 현황 및 생산 장비 현황

업체명 Wet typeBurn & wet

type

Heat & wet

type

Catalytic

typePlasma type

(주) CSK 유 유 유 유 유

유니셈 유 유 유 무 유

KCtech 유 유 유 무

(주)GST 유 유 유 무 유

플라즈마텍 유 유 유 무 유

- 14 -

3. 국내 특허 동향

◦ 특허에서도 기존의 처리방식에 비해 효율성 및 경제성이 향상된 기술이 뚜렷이 보이고 있지는

않다.

Table 8. 스크러버 관련 국내 특허 현황

특허분야 특허제목 특허내용

일반

스크러버

배기가스 처리장치알칼리성 흡수제를 분사하여 소각장등에서 발생하는 배

기가스와 반응시켜 흡수 집진 제거하는 처리장치

분무건조기를 이용한

유해가스처리장치

배기가스를 분무건조 흡수탑으로 유입시켜 알칼리성 흡

수제의 용액 또는 슬러리를 분무하여 유해산성 가스를

흡수 제거하는 처리 장치

배출가스 습식

집진기(약액방식)

엘리미네이터를 구비한 정화 처리실에 액체를 분무하여

배기가스에 포함된 미립자와 수분을 효과적으로 제거할

수 있는 습식 정화장치세정액 회전 공급부를

구비한 습식 가스

스크러버

습식 가스 스크러버에 고압 분무장치 대신 저속으로 회

전하는 회전 공급부를 결합하여 세정액 비말을 줄이고,

세정액 유출 및 대기오염을 방지할 수 있는 장치

중화제를 이용한

유해가스 및 먼지처리

건식집진 장치

소석회를 이용하여 오염물질을 반응 시킨 후 반응된 중

화물질 및 먼지를 원심에 의한 분리 후 여과 집진시설로

이송하여 잔류 먼지만을 처리하는 장치

플라즈마 건식 가스

세정기

플라즈마 발생을 위한 자기장을 균일하고 세기가 강하게

하여 기존의 플라즈마 보다 분해능력을 향상시켜 건식

세정에 적용하는 장치

오존산화 습식 스크러버 오존의 산화력을 이용한 오존발생장치 결합형 스크러버

반도체

스크러버

반도체 제조설비의

스크러버 장치

반도체 제조설비에서 공정가스를 정화시켜 배기할 때 파

우더가 쌓이지 않도록하여 생산성을 높인 스크러버

파우더 트랩이 설치된

드라이 가스 스크러버

캐니스터 전단부에 폐가스 중의 파우더를 포집할 수 있

는 파우더 트랩이 설치된 건식 가스 스크러버

반도체 장치 제조

장비의 배기 가스 처리

장치

공정 챔버의 가동이 중단된 상태에서 스크러버의 가동이

계속되는 경우에도 배기 배관의 스크러버와 연결된 후단

에 외부 공기가 유입되는 것을 막을 수 있는 구성의 배

기 가스 처리 장치

산성가스를 처리하기

위한 스크러버 시스템

염화수소, 불화수소 등의 산성가스를 함유한 폐가스 성분

을 백연이 생기지 않으면서 흡수 및 제거할 수 있는 스

크러버 시스템반도체 세정 폐가스

제거를 위한 플라즈마

스크러버

반도체 세정 폐가스에 공기와 부가가스를 적절히 혼합시

켜 전자파 플라즈마 토치에 의해 제거할 수 있는 플라즈

마 스크러버

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3절. 연구개발대상 기술의 차별성

1. 기존 연구 동향과 본 연구의 차별성

구분기존 연구 기존 연구 대비

본 연구의 차별성기존 연구 주제/내용 기존 연구 특징

반도체 배기가스

처리

� 직화식 스크러버에의

한 배가스 처리방법

� 낮은 (SF6 70%이

하)

� 2차 부생 가스 발생

(CO2, NOx)

� 화재 및 폭발위험 � 비에너지 투입율이 저

렴.

� 높은 및 친환경적인

흡수재의 회수.

� NOx 뿐 아니라 부식성

오염물질까지 일괄처리.

� 전기히터식 스크러버

에 의한 배가스 처리

� 낮은 (50%이하).

� 낮은 에너지효율

� NOx 생성 거의 없음

� 플라즈마 스크러버에

의한 배가스 처리

� 높은

� 처리가스 유량변화에

따른 처리 효율 변동

심함

� 높은 에너지 소비율

건식 스크러버

� 건식 분무기에 의한

건식 스크러버 운전� 노즐(nozzle)막힘 현상

� 밴츄리 타입의 혼합기

작 적용

� Lime 등을 이용한

스크러버

� 분무제 과다 소비로 인

한 과다생성 slurry � 복합 다목적 흡수재를

통한 최적화된 분무량

산정

� 스크러버 설계변경에

의한 scaling 최소화

� Mass transfer를 고려

한 최적 분무형태 선정

� Ca, Na계열의 산성

가스용 중화제 투여

� Ca, Na계열에 의한

scaling 현상

� 분무형태, 분무량에

따른 제거효율 변동

� 분무형태에 따라 혼합

미미, 또한 제거효율

감소

흡수제

� Lime을 이용한 산성

가스의 중화

� 고효율 유지를 위한 과

량의 slurry 발생

� 물질에 따른 최적화된

흡수제 개별 반응

� Na2S2O3등 환원제 � 기존 환원제 과량투입� 다량의 Slurry 발생

� 높은 운전비용

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2. 기 수행된 연구 과제와 본 연구의 차별성

기존 연구기 수행 연구과제 대비

본 연구의 차별성기 수행 과제

제목내용 기존 과제의 특징

� 반도체 공정

유해 폐가스

처리 시스템

개발

� PFC 연소용 반응

시스템 구축

� 열적 안정성을 갖

은 산화 촉매 적용

� 촉매 Fouling를 막

는 pre-filter제작

� 대상 가스별 선택

적 고형 무기 흡착

제 선정

� 연소 시스템에 의한

추가적인 2차 오염물

질 발생 가능성

(NOx)

� 연소를 위한 추가 연

료 투입으로 운전비

증가

� 대상 가스에 따른 흡

착제 종류의 다양화

� 그에 따른 관리 효율

저하

� 비에너지 투입율이

낮음

� 높은 및 친환경적

인 흡수재의 회수와

재사용

� 정 전 유 전 체

방식 반도체

배가스 유해

백연 제거 시

스템 개발

� 정전유전체식 독자

방식의 고효율 유

해 백연 미스트 제

거 장치개발

� 600m3/hr급 백연

포집효율 98%이상

제거 기대

� 투입에너지 대비 전체

오염저감 효율 저하

� 유해 가스상 오염물질

제거 효율 낮음

� 고효율 복합 흡수제

에 의한 잉여가스에

대한 처리 적용

� 백연 및 mist에 대

한 높은

� 화염-플라즈

마 스크러버

를 이용하여

반도체 공정

발 생

1000LPM규

모의 PFCs처

리기술 개발

� 저 전력 플라즈마

반응기

� 습식 전기 집진을

이용한 입자상 물

질 처리

� 플라즈마 토치에

의한 CF4처리

� 저 전력 플라즈마에

의한 오염물질 분해

� 습식 전기 집진에 의

한 부식우려 및 운전

비 증가

� 플라즈마 토치에 의한

추가 오염물질 생성

가능성

� 투입에너지 대비 효

과면에서 효율적인

흡수제 적용

� 흡수제 회수 및 재

사용

� 추가 연료 투입 불

필요

� 반도체 배출

가스 처리용

2단 전기 패

팅 스크러버

시스템 개발

� 2단 박막 집진 하

전부 개발(0.1um

입자 98%집진)

� 복합 악취 고도산

화와 CF 스크러버

하이브리드 제어기

술 개발

� 부식성 가스에 의한

박막 부식 우려

� 패킹 형태에 따른 압

력손실 우려

� 밴츄리 타입의 혼합

기작 적용으로 압력

손실 미미

� 부식성가스 전처리

에 의한 장비 부식

미미

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제2장. 연구개발의 목표 및 내용

1절. 연구개발의 최종목표

반도체, LCD 및 태양광전지 산업공정에서 배출되는

난분해성 온실 가스인 PFCs를 비롯하여 부식성 가스와 입자상물질 등의 복합

오염물질 저감 및 처리를 위한

5000lpm급 친환경 하이브리드 배기가스 처리장치를 개발하고,

NOx 및 CO 등의 가스 상 오염물질 배출량을 최소화할 수 있는

하이브리드 스크러버 시스템의 운전방법을 제시 실용화 하고자 함.

◦ 이상의 최종목표를 달성하기 위하여,

- 반도체 산업 공정에서 배출되는 유독성 온난화 가스인 PFCs의 처리 효율 95% 이상의 성

능을 갖으며 NOx와 CO 생성은 최소화할 수 있는 에너지 절감형 축열식 전기 가온방식의

5000lpm급 고성능 대용량 Heat & wet hybrid 스크러버 개발하고,

- 축열식 heat & wet 스크러버에서 완전히 제거되지 못한 미량의 NOx 및 CO를 최종 처리

할 수 있는 고성능 흡수재생 스크러버 및 고효율 복합 흡수제를 개발하며,

- 기존의 heat & wet 스크러버와 연계한 hybrid 장치로 통합한다.

매년도별 세부 개발내용 및 목표는 다음과 같다.

Table 9. 년차별 세부 개발 내용 및 목표

구분 세부 내용 개발목표

1차

년도

• Pilot Scale 규모의 에너지 절약형 PFCs 처리스크러버 제작 및 테스트

‣ 500lpm급 PFCs 처리장치, 처리효율 SF6 95% 이상, NF3 99%이상

• 건식 스크러버 시스템 개발 및 복합 흡수제 선정

‣ 복합 흡수제 선정 및 오염물질 처리효율 90%이상

2차

년도

• 5000lpm급 시제품 제작 및 테스트‣ 제품화 가능성‣ PFCs 처리효율 95%이상(SF6기준)

• 하이브리드 시스템 구성 및 적용 ‣ 시스템 구성의 완성도

• 반도체 공정라인에서 실증 연구

‣ 현장 운영성 및 경제성‣ 기존 Scrubber(Plasma/wet) 대비 Energy 절감율 50%이상 NOx 배출저감 : 80%이상

최종

평가

• 시스템 완성도 PFCs 처리효율 과 NOx, CO 배출량

‣ PFCs 처리효율 : SF6 95%이상, NF3 99%이상‣ NOx 배출량 : 30ppm 이하‣ CO 배출량 : 30ppm이하

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2절. 연도별 연구개발의 목표 및 평가방법

구분 연구개발의 목 표 연구개발의 내용 연구범위 비고

1차2009년

기존 Heat & Wet

스크러버의 문제점 개선

/

고효율, 에너지 절감 heat & wet

스크러버 Pilot-scale(500lpm급)

시스템 제작을 위한 설계인자

도출

기존 heat & wet 스크러버의 문제점 분석 (기존설비 활용)

­ 기존 설비를 이용한 시운전 및 문제점 분석

­ 배출가스 분석 및 각 부 온도계측

­ 반응기내 mixing 효율을 높일 수 있는 구조

­ 유지 및 관리에 용이한 Reactor 구조 설계

­ 반응기 내구성 확보 방안

­ 기존 설비의 미비점, 개선․개조항목 정립

주관

에너지 효율 극대화를 위한 Thermal recovery system 연구 및 설계 인자 도출

­ Thermal recovery 효율을 높이기 위한 구조 설계 및 열 교환 물질 선정

­ 내화제 및 열교환재의 열 충격성 및 팽창성을 고려한 반응기 설계인자 산정

주관

건식 집진기를 이용한 입자상 물질 처리(장비 유입 초입에 설치용)

­ CFD를 이용한 유동해석을 통해 집진셀과 유체의 접촉면적을 향상시키는 구조 개발

­ 인가 전압 및 전극판 간극조절을 통한 집진효과 향상 및 방전 감소 구조 연구

­ 자동 세척 장치 개발을 위한 연구

주관

기존 heat & wet 스크러버의 처리효율 및 주요 미처리 가스상 물질 확인

­ 반도체 공정에서 발생하는 오염물질의 종류 및 특성을 파악하여, 대표적인 물질의 선정

위탁

소형 스크러버 개발 및 운전특성 검토

­ Venturi-type 소형 건식 스크러버 설계 제작

위탁

고효율 복합 흡수제 검토 및 최적화

­ 다양한 반응 흡수제를 검토하여 NOx 및 CO 등의 가스상 물질을 제어할 수 있는 최적의 조합 도출

위탁

고효율, 에너지 절감 heat & wet

스크러버 Pilot-scale(500lpm급)시스템 설계

및 운전

Pilot scale 제작 기본 설계

­ CFD를 이용한 설계된 단위장치에 대한 유동 특성 파악 및 보완 수정

­ 가스 캐비닛 내 설치 레이아웃 설계

­ 제어 시스템 설계

주관

소형 스크러버 개발 및 운전특성 검토

­ 벤츄리형식 소형스크러버 설계 제작

­ 건식스크러버에 적용가능한 흡수제 검토

­ 흡수제 회수용 cyclone 설계 인자 도출

위탁

단위장치의 설계 및 제작

­ 단위장치 운전자료 분석

­ 500lpm급 처리용량의 Reactor 설계/제작(열효율 90%이상, PFCs 처리효율 95%이상)

­ 500lpm급 처리용량 wet tower 설계/제작

­ 대용량 집진장치 설계/제작

주관

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단계구분

연구개발의 목 표 연구개발의 내용 연구범위 비고

2차2011년

고효율, 에너지 절감 heat & wet

스크러버 Pilot scale

상세설계/제작/운전/평

가/보완

가스 및 유틸리티 공급 시스템 상세설계 및 제작

­ 가스공급시스템 설계 및 제작

­ 가스공급량의 정밀제어를 위한 MFC 설치

­ 전기공급 및 접지라인 구성

주관

시제품 공정 시운전 및 결과분석

­ 모사가스를 사용한 공정분해능력 분석

­ 단위장치별 처리효율 분석

­ 산화제 및 유틸리티 공급설비의 안전성 확인

­ 문제점 및 개선사항 분석

주관

다목적 복합 흡수제의 오염물질 제거성능 극대화

­ 흡수제 회수 및 재가능성 검토 위탁

500lpm급 Hybrid 시스템 장기 연속 운전

­ 소형 스크러버의 기상 오염물질 제거효율 극대화

­ 하이브리드 시스템의 기체상 오염물질 제거 효율 극대화

위탁

5,000lpm급 시제품 설계 제작 및 운영 후 보완 개선

시제품 설계 ­ 500lpm급 시제품 운전자료 분석

­ 5,000lpm급 처리용량에 적합한 반응기 설계/제작

­ 5,000lpm급 처리용량에 적합한 wet 스크러버 및 스크러버 시제품 설계/제작

5,000lpm급 고효율, 에너지 절감 heat & wet 스크러버 제작 및 운용/보완/개선

­ 시스템 완성 및 시 운전

­ 모사가스를 사용한 공정 분해능력 분석

­ 문제점 파악 및 개선안 도출/적용

­ 보완 및 개선

주관

5,000lpm 급 처리용량

고효율․저공해 스크러버의

현장 실증연구

반도체 공정라인에서 성능실증연구

­ 공정가스 처리효율: 99% 이상, PFCs(90% 이상)

­ 발생가스 처리효율: NOx, CO 및 기타 부산물(규제치 이하)

주관

상용화 운용 세부계획 수립

­ 상용화시설 설계인자 확립

­ 상용화시설 운영인원 계획

­ 단위장치별 점검․정비목록 작성

­ 상용화시설 추가 및 보완설비 확충방안 마련

주관

위탁

5000lpm급 hybrid 시스템 구성 및 운전 최적화

­ 흡수제 회수 및 경제성 검토

­ 하이브리드 시스템 효율 극대화

­ 최적운전 메뉴얼 작성

주관

위탁

- 20 -

3절. 연도별 연구개발 추진체계

구분 연구개발의 내용추 진 일 정

비 고3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1 2

1차년도

기존 heat & wet 스크러버의 문제점 분석

주관

에너지 효율 극대화를 위한 축열식 Thermal recovery 반응기 설계

건식 집진기를 이용한 입자상 물질 처리(장비 유입 초입에 설치용) 장치 설계

Pilot scale 각 부 단위장치 설계 및 제작

주요 미처리 오염물질 선행조사

위탁

고효율 복합 흡수제 개발 및 평가

소형 스크러버 설계인자 결정 및 제작

소형 스크러버 운전 및 자체 평가

2차년도

가스 및 유틸리티 공급 시스템 상세설계 및 제작

주관

Pilot scale system 공정 시운전 및 결과분석

Pilot scale system 문제점 파악 및 보완 수정

5,000lpm급 고효율, 에너지 절감 heat & wet 스크러버 설계

5,000lpm급 고효율, 에너지 절감 heat & wet 스크러버 제작 및 운용/보완/개선

고효율 복합 흡수제 제거성능 극대화

위탁 고효율 복합 흡수제의 효율적 회수안 도출 및 적용

소형 스크러버의 가스상 오염물질 제거 효율 평가

- 21 -

2차년도

반도체 공정라인에서 성능실증연구

주관상용화 운용 세부계획 수립

하이브리드 시스템 구성의 운

전 최적화

고효율 복합 흡수제의 재사용 방안 도출 및 경제성 평가

위탁5000LPM급 하이브리드 시스템에서 스크러버의 가스상

오염물질 제거효율 평가

5000LPM급 하이브리드 시스템 장기 운전 및 주관

+ 위탁시스템 설계 인자 정립 및

운전 매뉴얼 제작

- 22 -

제3장. 연구개발 결과 및 활용계획

1절. 1차년도 연구개발 결과

1. 단위 장치별 설계

가. 대용량 PFCs 분해용 반응기 설계 및 제작

(Regenerative Thermal Oxidation Reactor)

(1) Design Basis

○ Design Factor 산정

-목적 : 반도체 또는 LCD에서 발생되는 폐가스의 성분 분석을 통하여 설계 주안점을 미리

파악하고 분석하기 위함.

-배출가스 성상 분석 : S社 LCD 생산라인 배기가스 (실 측정 자료)

-Design Target

(가) 전체 풍량 : 5,000 liter/min

(나) PFCs : SF6 (1,000 ppm)

(다) Dust : 30 mg/m3

(라) Energy consumption efficiency : 75% 이상

-세부 Design Factor

(가) 체류시간 (t) : 난분해 가스인 SF6 열분해를 위해 Target 온도인 1300 ℃에서 최

소 반응시간 2 sec 이상을 유지

(나) 온도 (T) : 최고온도 1300℃

(다) Thermal Efficiency (η) : 열 재생율 85%이상 (Reactor 배출온도 200℃ 이하)

×

여기서, TH : 반응기 최고 온도(1300 ℃)

TE : 반응기 배출 온도(200 ℃)

T0 : 상온 (20 ℃)

- 23 -

○ Electrical Heater 사용 전력량 산정

(1) 전체 용량 : 5,000 liter/min (N2 20℃ Basis)

(2) Target Temperature : 1300 ℃

Table. 10 Required minimum energy for heat up the 5,000 l/min N2 from 20℃ to

1300℃

20℃의 N2 5,000 liter/min이 유입되어 1300 ℃로 가열되기 위한 총 소비 에너지량 (전력)

은 136 kWh이다. 위 계산 결과로부터 일반적인 Heat&Wet Scrubber Concept로 SF6 처리

를 위한 운전 시 막대한 에너지가 연속적으로 소비되게 된다. 그리하여 에너지 절감 방안으로

폐열을 회수하여 재활용하는 Thermal Regenerative System의 개발이 필수 불가결 하다.

(2) Thermal Regeneration을 위한 반응기 단열재 및 축열재 선정

○ 단열재 재질 결정

: 반도체 또는 LCD 생산 공정에서 배출되는 가스 중 강산성 부식가스인 HCl, HF가 다

- 24 -

량 포함되어 있고 SF6 분해 후 생성되는 F2 or HF 역시 폭발성이 강한 강(强)산성

가스이다. 이에 내식성이 뛰어나며 열전도도가 낮은 내화재를 사용하였다.

○ 단열재 두께 결정을 위한 1차원 열전달 계산

: 외부로의 열 손실을 줄이기 위해 단열재를 장착함에 있어서 1차원적 열전도 해석을

통해 단열재의 성분 및 두께를 선정하였다.

Reactor 최 내각에 위치하는 단열재의 경우는 부식성 가스로부터 안정할 수 있는 고

순도 Al2O3(99%) 재질을 사용하여 내식성을 높여 설비의 수명을 높였다.

경계 조건

T1 (Reactor Body에서의 온도) : 60 ℃

T0 (Reactor 내부 최고온도) : 1300 ℃

Fig. 10 Schematic of heat transfer mechanism through planar thermal insulation

Table. 11 단열재 표준 규격 (Standard Specification of insulation material)

단위 Layer 1 Layer 2 Layer 3 Layer 4

열전도율 W/mK 0.85 0.65 0.24 0.16

성분

Al2O3

/SiO2

/Fe2O3

99.2

/0.4

/0.2

88.17

/11.5

/0.02

84.0

/16.0

/0.0

68.0

/32.0

/0.0

두께 m 0.03 0.03 0.05 0.1

- 25 -

또한, 각 Layer 사이의 긴밀성을 유지하기 위해 Ceramic 재질의 내화 몰타르를 시공하여 견

고성을 높였으며 상부의 덮게 장착을 위해 금속면과 접촉되는 부분에는 완충 역할을 하는

Ceramic Wool paper를 위치시켰다.

일반적으로 사용되는 표준 규격의 단열재를 사용하여 각각의 두께를 조합하여 1차원 열전달

계산을 실시하였고 그 결과는 아래 표와 같다.

Table. 12 1-d calculation of the heat transfer through planar thermal insulation

(3) Thermal Regeneration을 위한 축열재 선정

○ 축열재 재질 선정

Thermal regeneration을 위한 honeycomb 형태의 축열재를 사용하였다. 일반적으로 축열

및 Cold Gas와의 열교환을 위해 사용되는 축열재로는 Bead type ,

Honeycomb type, Porous material type들이 있다. 이중 Honeycomb type은 압력 강하가

적고 적용이 쉬운 장점이 있으나 다른 형태의 축열재에 비해 다소 열교환 효율이 낮은 단점이

있으나, 본 System 에서는 Reactor내부에 소량의 파우더들이 유입될 수 있는 점을 감안하여

압력강하가 낮은 Honeycomb 형태의 축열재를 사용하기로 결정하였다.

- 26 -

Fig.2 Direct image of honeycomb

Honeycomb의 Channel 사이즈 및 높이를 결정하기 위해 3차원 유동 해석 프로그

램인 Fluent 를 이용하여 Chanel size에 대한 그리고 유속 변화에 대한 최소 요구 높이를 계

산 하였다.

○ Honeycomb Chanel Size 및 길이 선정을 위한 CFD Calculations

a) Physical Model & Cases

Fig. 11 Physical model of Calculations

Table. 13 Calculation cases

- 27 -

b) 계산 조건

- Computational Program : Using Fluent 6.2.3

- Flow model and computational conditions

Steady state

3-dimensional

Standard k-e model

Solving continuity, momentum, energy equations

- Boundary conditions

◎ Inlet velocity : 1 or 2 m/s

◎ Temperature : 293.15K

◎ Outlet Pressure : Zero pascal (No mass flux from outlet)

◎ Wall Temperature; 1073.15K

- 고체와 가스와의 복사는 고체와 고체와의 복사보다 매우 작기 때문에 본 계산

에서는 고체와 가스와의 복사효과는 매우 작다고 가정하여 배제하였다.

Table. 14 Comparison of the Physical properties between Air and Al2O3

c) 계산 결과

Fig. 12 An example of CFD calculation result

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Fig. 4은 CFD 계산결과 중 한 예이다. Chanel의 출구에서 정사각형 중심에서의

가스 온도를 체크하여 정리한 결과는 다음과 같다.

Table. 15 Honeycomb Chanel Size와 유속에 따른 최소 길이에 대한 계산 결과

위 표에서 보는것처럼 Chanel size가 5 mm인 경우 유입 가스가 상온에서 Target 온도

인 1071 ℃에 도달하는 최소 길이는 280 mm이다. 한편, Chanel size가 두배로 증가한 10

mm에서는 Target 온도로 도달하기 까지 약 3배에 달하는 길이인 750 mm가 필요함을 알

수 있다. 또한 유속에 대한 차이는 유속이 두배 증가하면 Target온도에 도달하기위한 최소 길

이는 약 1.6배 증가되야 함을 알 수 있다. 위 계산을 통하여 적은 수량의 Honeycomb을 사용

하여 반응기를 Compact하게 설계하기 위해 Honeycomb 의 Chanel size는 5 mm로 결정 하

였다. 현재 상용화된 Honeycomb 중 Chanel size 가 4.8mm인 고순도 Al2O3 Honeycomb

의 물성치는 다음과 같다.

Property Al2O3 >99% 단위

Bulk density ρ = 3.6 g/cm3

Specific heat(20℃) cp = 850 J/kg/K

Specific heat(1000℃)cp = 1050 J/kg/K

Thermal conductivity(30℃) λ = 19 W/m/K

Thermal conductivity(1000℃) λ = 30 W/m/K

Therm. Expansion Coefficient γ = 7 * 10-6 K-1

Thermal Shock Resistance good

Table. 16 Physical properties of high purity honeycomb(Al2O3 99.7%)

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선정된 Honeycomb의 물성치 및 규격 사이즈를 바탕으로 설계 반영된 축열재의

Specification은 다음과 같다.

DimensionW x B x H

No. ofChannel

sizeWall

thicknessspecificSurface

Open Area

% of

Mass perVolume

[mm3] Channels [mm2] [mm] [m2/m3] cm2 [kg/L]

112x112x50

19x194.8x4.8

1.04 588 83 1.213

Width Height ChannelVolume

Area ß Mass

[mm] [mm] [mm] [cm3] [cm2] % [kg]

112 50 4.8 627.2 125 66.3% 0.761

Table. 17 Honeycomb Specification regarding CFD results

- 30 -

(4) Thermal Regeneration을 위한 Reactor Body 설계

○ Thermal Swing Concept 및 구현을 위한 System Flow path

Fig. 13 Sketch of thermal regeneration concept for reactor

Fig. 5는 에너지 절감을 실현하고 열효율을 극대화하기 위한 Thermal Swing개념도 이다.

전기 히터로 가열되는 Reactor는 최대 1400도까지 승온되며 좌 우 두 개로 독립된 축열층을

통해 상온의 처리가스가 유입된다. 축열층을 약 1m/s로 지나는 처리가스는 축열재와 열교환을

통해 서서히 온도가 상승된다. 축열층을 지나면서 Target 온도에 도달한 처리 가스는 충분한

온도에 도달하여 열분해를 통해 SF6를 처리하고 반대편 축열층을 지나 배출된다. 배출되는 고

온의 처리 가스는 상대적으로 저온인 반대편 축열층에 열을 전달하면서 온도가 낮아져 배출되

며 폐열이 회수된다. 또한 두 개의 독립된 축열층의 열을 더욱 효율적으로 이용하기 위해 유입

과 배출측의 축열층을 주기적으로 교환하는데 이를 Thermal Swing이라고 한다. 이는 축열층

이 축적할 수 있는 최대 열용량이 포화되면 더 이상 열교환이 이뤄지지 않게 되어 고온의 처

리가스가 열교환 되지 못하고 그대로 배출됨을 방지하기 위함이다.

- 31 -

(5) CFD Simulations

목적 : Thermal regeneration concept를 토대로 설계된 반응기의 열효율 및 Detail한 온도

분포를 미리 알고 발생될 문제점을 미리 찾아 보완하기 위해 3차원 열유동 해석을 시행하였

다.

a) Calculation of RTO Reactor using CFD

● Calculation tool : Fluent 6.2.5 + Gambit 2.3

● Calculation conditions

a. Main Flow and Heat Transfer calculation : Standard k-e model

b. Radiation model : P1 model

c. Gas type and properties : Air

d. No Reaction and Only the heat transfer was considered

● Boundary Conditions

a. Total Flow rate : 5,000 slm

b. INLET TEMPERATURE : 20 ℃

c. Exhaust Pressure : -60 mmH2O

d. Heater Surface temperature : 1300 ℃

e. Reactor outside of temperature : 30 ℃

● Mesh grid

Total mesh : 3,600,000

b) Detailed mesh generation

: 3차원 mesh 생성 프로그램인 Gambit을 이용하여 Reactor 내부 및 축열층의 세부 mesh를

작성하였다. 유체가 지나가는 부분(축열층 및 Heater 부)에 mesh를 집중하였고 상대적으

로 열전달만 일어나는 단열층에서는 상대적으로 mesh를 줄여 계산 효율을 높였다. 총 생

성 mesh는 약 36만개였고 mesh 수가 36만개 이상에서도 계산 결과는 동일하였으나 약

30만개이하에서의 계산 결과는 36만개 계산 결과와 상이하여 최소 요구 grid mesh 수는

36만개로 설정하여 계산을 수행하였다. 아래 Fig. 6은 Reactor 내부에 세부적으로 생성된

mesh를 보여준다.

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Fig. 14 Sketch of mesh grid for heat transfer calculation in the reactor with

heat exchanger

c) Results & Discussions

- 반응기 내 온도 분포 및 복사모델 적용

(a) Without Radiation (b) With Radiation

Fig. 15 Temperature distribution inside reactor with heat exchanger

Fig. 7은 유동 방향이 좌측 축열 층으로부터 우측 축열층으로 발생 시 온도 분포를 보여준

다. 복사 모델 유무에 관계없이 온도분포는 유동방향으로 편향됨을 볼 수 있다. 한편, 복사 모

델 유무에 따라 Reactor 내부 온도 분포는 매우 큰 차이를 확인할 수 있다. 이는 고체와 고체

사이의 복사로 인해 Reactor 내부 특히, 히터 주변과 근접한 부분의 단열재 및 축열재가 가열

- 33 -

되는 효과가 매우 크다는 것을 의미한다. 이로 인해 가열된 단열재 및 축열재가 처리가스와의

대류 열교환을 증가시켜 Reactor내부 온도가 전체적으로 상승되고 균일해 짐을 확인할 수 있

었다.

또한, 좌우 축열층의 Horizontal 방향으로의 온도 분포는 매우 균일하여 좌측 축열층의 좌

우 측 온도 편차가 100 ℃정도이며 Vertical 방향으로의 온도는 상부로 갈 수록 낮아짐을 볼

수 있다.

계산 결과에 따른 배출구에서의 온도는 180 ℃정도로 목표로 했던 출구에서의 가스온도와

매우 잘 일치하며 이에 따른 반응기의 열 효율은 ~ 87%정도로 예상치와 큰 차이가 없었다.

- 반응기 내 유속 분포 및 유선

(a) Velocity distribution (b) Flow path line

Fig. 16 Velocity distribution & Flow path line inside reactor with heat exchanger

Fig. 8은 반응기내 유속 분포 및 유선을 나타낸다. Fig 8(a)에서 보듯이 유입 및 출구(상

부)에서의 유속은 유량이 5,000 l/min일때 각각의 Honeycomb Chanel에서 약 2m/s로 일정

하게 유입되는 것을 볼 수 있다. 계산에서는 유입되는 부분을 각각의 Honeycomb Chanel로

지정하여 Horizontal 방향으로 일정한 유속을 유지시켰으나 실제 설계에서는 각각의

Honeycomb Chanel로 일정 유속이 생성될 수 있는 장치를 설치하여야 함을 인지하였다.

Honeycomb Chanel을 통해 Reactor 하부로 토출되는 유체는 작은 Chanel에서 큰 공간으

로의 분사되는 형태를 가지지만 작은 유속으로 인해 Honeycomb Chanel을 벗어나

Momentum을 상실하면서 유속이 2m/s보다 더 낮아진다. 한편, 고온의 Heater 부를 지나게

되면서 원통 주위를 흐르는 유체의 특성으로 인해 와(Vortex)를 형성하고 Heater와 Heater

사이의 좁은 간격을 지나면서 유속이 증가하게 된다. 이는 고온의 Heater부를 지나면서 발생

하는 가스의 Thermal expansion으로 인해 유체의 부피가 늘어나 발생되는 현상으로 파악된

- 34 -

다.

고온의 Heater 부를 통과한 유체는 다시 반대편 축열층을 지나면서 난류가 소멸하고 균일한

층류 유속 분포를 가지며 Reactor 외부로 배출되게 된다. 한편 Heater의 배치에 따라 배출측

축열층에 유입되는 유체의 분포가 달라지는데 이는 원형의 Heater를 유체가 지나며 발생하는

vortex의 영향이 크며, 이를 참고하여 유동이 편향되지 않은 구조의 Heater 배열을 선정 하였

다.

- 35 -

나. Powder 제거용 건식 집진기

(1). Design Basis

● 목적 : 배출 처리가스에 포함되어 System으로 유입되어 배관 및 단위 장치들에 퇴적

되어 시스템 전체 압력상승의 원인이 되는 입자상 물질(Powder)을 제거하기 위해

시스템 전단에 파우더 제거 장치를 설치하고자 함.

● Design Target

- 설계풍량 : 5㎥/min

- 설계온도 : 20℃

- 오염물질의 종류 : 먼지

- 설계효율 : 먼지 90%이상

- 가스밀도 : 1.128kg/㎥ (at 30℃)

- 여포재질 : Magnet Fiber(이온교환섬유)

(2) Filter 의 선정

원리 : 이온교환 섬유제질의 Magnet Fiber를 이용하여 음전하로 대전된 파우더의 전기적

힘을 이용하여 mm 사이즈의 미세 파우더 처리 가능

- TYPE Coil Demister Dough Demister 성형 Element

- MAT'L 마그네틱 Fiber Sus 316 마그네틱 Fiber

- SIZE 475 * 1264 600W x 150H 450W x 260H

- 수량 5SET 2SET 1SET

Table. 18 Powder filter 선정 Specification 및 조합 수량

(3) 여과면적의 계산

- 처리가스량(Q) = 5 ㎥/min

- 여과 속도 ≒ 0.14m/sec

Vf = A x B x C x D x E (m/min)

A = 7.66(A1) x 60 x 0.00785(m/min) = 3.6 (A1 : 물질명별 변수값)

B = (38+82(B1))/2/60 = 1 (B1 : 설치용도 보정치에 대한 변수값)

C = r'a(Ratio) (C : 집진기 내부 온도 보정)

r'a = 1.2931 x 273/(273 + 30) x 0.968kg/m3 = 1.128

D = 3.6(D1) / 3 = 1.2 (D1 : 분진입도 보정치에 대한 변수값)

E = (42(E1)/38)^-0.9 = 1 (E1 : 농도 보정치에 대한 변수값)

Vf = 3.6 x 1 x 1.128 x 1.2 x 1 = 4.873m/min

- 36 -

※ 여과속도는 0.08m/sec 이나 여포재질을 특수 이온교환섬유(+,-로 이온화 되어있는)를

사용하여 여과속도를 0.14m/sec 로 선정함

※ 이온교환 섬유 : +,-로 이온화된 섬유를 사용하여 Dust 에 대한 충돌 및 흡착력을 증대

시켜 여과속도를 빠르게 함 또한, 필터를 Coil Type, Dough Type, 성형 Type 3단계를 사용

하여 먼지제거를 함으로써 효율을 증대시킴

- 여과면적 : A = Q/V = 5(m3/min)/8.4(m/min) = 0.40㎡ < 0.42m2

- Filter 면적

COIL DEMISTER A1 = 0.177 x 5단 = 0.885m2

DOUGH DEMISTER A2 = 0.2826 x 2단 = 0.5652m2

성형 ELEMENT A3 = 0.159 x 1단 = 0.159m2

필요여과면적 < Filter 면적 = 0.42m2 < 1.6m2

다. Wet Scrubber

(1). Design Basis

● 목적 : 폐가스 중 산성 유독 가스인 HF, HCl 등을 수 처리하고 SF6 분해 후 생성되는

다량의 HF, F2, SO2 등의 가스들을 안전하게 물해 용해시켜 대기로 방출되지

않게 하기 위함

● Design Target

a. GAS VOLUME (Q) = 5,000 L/min

b. GAS QUANTITY : 189kg/hr at 120℃

c. 배기가스 온도

T = 150℃ (Reactor에서 배출되는 배기가스의 최대 온도)

d. RELATIVE HUMIDITY : 50% 이하

e. DENSITY : 0.897kg/m3 at 120℃

발생가스 성분 및 입구, 출구 농도(DESIGN)

POLLUTANT UNITINLET

(PPM)

OUTLET

(PPM)

EFFICIENCY

(%)

HF PPM 5,900 270 95.4

HCl PPM 200 10 95.0

SOx PPM 900 90 90.0

Table. 19 Design target for wet scrubber

- 37 -

(2) Wet Scrubber의 설계

a. 흡수탑 탑경 계산

- 배출가스의 밀도 (pG, kg/m3)

×

= 0.897kg/m3 at 혼합가스 120℃

- 세정액의 밀도 (pL, kg/m3)

pL = 998.2kg/m3 at H20 20℃ 일때

- 액체의 질량 속도 (L1, kg/hr)

L1 = 204m3/hr × 6 ℓ/㎥ × 0.9982kg/ℓ

= 1,222kg/hr

- 가스의 질량속도 (G1, kg/hr)

G1 = 3.4m3/min × 0.897kg/m3

= 183kg/hr

Ø값의 결정

Ø = =

= 0.865

LØ/G 값의 결정

LØ/G = L1Ø / G1

= 1,222 × 0.865 / 183 = 5.78

- 가스의 공탑질량 속도(G, kg/m3.hr)

G/Ø ≒ 3,300 kg/m2.hr

∴ G = 3,300 kg/m2.hr × 0.865 = 2,854 kg/m2.hr

(단, 가스의 압력손실 △P = 10mmH2O/M < PACKED HEIGHT >일때)

b. SCRUBBER의 SIZE

D = ×

×

= 373.5mm × 1.6 (Safety factor) ~ 600 mm

- GAS VELOCITY (V) : 0.2m/sec

- SECTION AREA : 0.28m2

- 38 -

Fig. 17 G/φ에 따른 흡수탑 내 압력강하

∴ SCRUBBER BODY SIZE

- Ø × H = 400 mm X 1600mm

c. 충진층의 길이 산정

1) 액체의 공탑 질량 속도(L, kg/m2,hr) 결정

L = (5.78 x G) / (5.78 x 2,854) / 0.8695 = 19,070kg/m2.hr

2) 총괄 전달 단위 높이(HOG, M)값의 결정

HOG = 0.178 X G^0.46 / L^0.36

= 0.178 X 2,854^0.46 / 19,070^0.36 = 0.20 m

3) NOG 값의 결정

NOG = Ln{1/(1-)} = Ln{1/(1-0.95)} = 2.996

4) 충진층 높이 계산

Z = HOG X NOG

= 0.204 X 2.996

≒ 0.6m (ø400 X 600mmH 일때 충진층의 부피 0.07536m3)

0.3m (동일부피0.07536m3에 대한 ø600 충진층의 높이 300mmH )

∴ H= 충진층 높이 + Spray area + 기타

= 0.3 + 0.6 + 0.3 ≒ 1.2 (m)

d. WET SCRUBBER SPECIFICATION

- TYPE : VERTICAL WET SCRUBBER

- 39 -

- SIZE : ø600mm X 1,700mmH

- MAT'L : FRP

- LAYOUT : ø600mm X 1,700mmH

- TOTAL Q'TY : 4SET

e. 충진층의 압력손실 △P1 :

① ∴ G/Ø : 4,200kg/m2.hr 일때 △P1 : 10mmAq x 0.3 = 3mmAq

② Allowance △P2 = 40mmAq

∴ TOTAL △Pt = 43mmAq < 50mmAq

f. CHEMICAL 사용량 계산 및 FEEDER 선정

1) GAS의 발생량 계산

HCl 의 발생량

- 204m3/hr x 200 x 36.5/22.4 x 10-6

= 0.0665 kg/hr -> 95% REMOVED(0.0632kg/hr)

HF의 발생량

- 204m3/hr x 5,900 x 20/22.4 x 10-6

= 1.0746 kg/hr -> 95.4 % REMOVED(1.025kg/hr)

SO2의 발생량 (as H2SO4)

- 204m3/hr x 900 x 98/22.4 x 10-6

= 0.803 kg/hr -> 95.4 % REMOVED(0.723kg/hr)

2) CHEMICAL 사용량 계산

NaOH 사용량(중화)

- HCl + NaOH --> NaCl + H2O

36.5 : 40 : 58.5

0.0632 : 0.0692 : 0.101 (단위 : kg/hr)

- HF + NaOH --> NaF + H2O

20 : 40 : 42

1.025 : 2.05 : 2.15 (단위 : kg/hr)

- H2SO4 + 2NaOH --> Na2SO4 + 2H2O

98 : 80 : 142

0.723 : 0.590 : 1.05 (단위 : kg/hr)

NaOH 예상 사용량 :

= 0.0692+2.05+0.590

= 2.709 kg/hr (100%) => 10.839 kg/hr (25%)

= 10.839 kg/hr ÷ 1.285kg/ℓ = 8.435ℓ/hr

NaOH 1日 투입량 : 202.44ℓ/day

- 40 -

NaOH 사용량 (PH12운전에 따른 초기 투입량)

400ℓ x 0.02M x 40g/mol = 320g (NaOH 100%)

= 1,280g (NaOH 25%)

1,280kg ÷ 1.285kg/ℓ = 0.996ℓ (NaOH 25%)

∴ NaOH 1日 총소요 예상량 = 0.996ℓ+ 202.44ℓ/day

= 203.436ℓ/day

NaOH 공급 방식

※ NaOH SUPPLY TANK에서 SCRUBBER P.H SENSOR의 M.O.V

연동으로 GRAVITY로 SCRUBBER에 공급한다.

※ TOTAL CHEMICAL CONSUMPTION

사용 CHEMICAL : NaOH 25% SOLUTION

FOR SCRUBBER 1SET : 203.436ℓ/day

SCRUBBER Q'TY : 5SET (4SET + 1SET)

TOTAL 소모량 : 813ℓ/day (4SET 사용량)

g. BLOW DOWN량 계산

1) NaCl외 발생량

NaCl + NaF +Na2SO4

= 0.101+ 2.153 + 1.048

= 3.302kg/hr

2) NaCl외 발생량의 3%기준

3.302kg/hr ÷ 3 % ÷ 1kg/ℓ ≒ 110.06 ℓ/hr

3) BLOW DOWN 량은

5 CMM SCRUBBER 1 대당

∴ 110.06 ℓ/hr x 24hr/day x 1.2 ( SAFETY FACTOR ) = 3,170 ℓ/day

h. 증발감량 계산서

1) DESIGN BASIS

- 상대습도 : 45%

- 습 도 : 0.022kg H2O/kg AIR at 40 ℃

2) 출구 가스중의 수증기량

H-Hs = - ×

- 41 -

= - ××

= 0.029kg H2O/kg AIR

3) 증발량

- 유입 공기량

5Nm3/min x 29/22.4 = 4.4kg AIR/min

- 증발량

(0.029-0.022) X 3.4Nm3/min = 0.024 kg H2O/min

= 0.024ℓ/min

- 5CMM SCRUBBER 1대 증발 감량

∴ 0.024ℓ/min x 60min x 24hr/day

= 34.56ℓ/day (PER SCRUBBER 1SET)

※ 10 CMM Total 증발감량

34.56 ℓ/day x 4 (set) = 138.24 ℓ/day

I. Quencher 부 냉각수량 계산

1) 유입 가스 조건

- 입구 유입 유량 3.4 m3/min

- 입구가스 온도 120 ℃

- 가스 비열 : 0.248kcal/kg (N2기준)

- 가스 밀도 : 1.25kg/m3 at 0℃, 1atm

0.897kg/m3 at 120℃, 1atm

2) 냉각시 필요열량 계산

Q = C x M x △T

Q : 열량(kcal), C : 비열(kcal/kg℃), △T : 온도차

Q = 0.248 * 3.4 * 0.897 *(120-30) = 68.07 kcal/min

Q = Q water(순환수 냉각으로 물이 얻는 열량) = 68.07 kcal/min

3) 냉각수(순환수) 량의 계산

- 냉각수 입구 온도 20℃

- 냉각수 비열 1kcal/kg℃

- 냉각수 밀도 998.21kg/m3 at 20℃, 1atm

- 물과 가스의 직접 열교환 효율 = 18%

(Ref. Compact Heat Exchangers selection, Design and Operation,

PERGAMON (2001) pp.183~187)

Q = C x M x T

Q water = 1 (kcal/kg℃) x M water x 20 (℃) / 0.18

M water= 0.0188 m3/min ~ 18 L/min ( 냉각 최적량 )

4) 순환수 량의 산정

18L/min X 1.10(SAFETY FACTOR) ≒ 20L/min

Quencher 부 사용 노즐 수

- 42 -

노즐 1개당 최대 유량 7L/min

20L/min ÷ 7L/min.EA = 2.86EA = 3EA 산정

라. 소형 Scrubber

� 기존 Burn-wet(소각/흡수) 또는 Heat-wet(산화/흡수) scrubber는 반도체 공정에서 기

상으로 발생하는 부식성 및 폭발성 오염물질을 제어하는데 효과적이다.

� 그러나 수세정(wet scrubbing) 만을 적용하면 오염물질 제거효율을 극대화(>99%)하기 어

려우며, 따라서 낮은 농도지만 다양한 오염물질이 배출가스에 잔존하게 된다.

� 배가스에 함유된 오염물질은 배관 부식이나 막힘현상 등의 다양한 환경문제를 야기하며, 특

히 수증기(백연)와 섞여 악취를 유발하는 특성을 가지고 있다.

� 따라서 전체 연구과제에서 개발하고자 하는 heat-wet scrubber unit 후단에 스크러버

(semi-dry scrubber)를 추가로 설치하면 전단에서 완전히 제거하지 못한 미량의 NOx 및

CO 배출량을 제어하며 추가로 산성(부식성)물질 및 악취유발물질을 제거한다.

� 본 제안 연구에서는 heat-wet scrubber unit 후단에 적용될 소형 스크러버 장치를 개발

하고 최적 운전 방안을 도출하고자 한다.

Fig. 18 본 연구에서 개발중인 다목적 흡수재 스크러버 모식도

- 43 -

(1) Design Basis

○ 일반 건식 스크러버(Dry scrubber)

� 화력발전소나 폐기물 소각로 등에서 사용되는 대기오염 방지장치중 하나인 습식세정(wet

scrubber)은 입자상 물질과 가스 상 물질 모두 제거하는데 효과가 있어, 많은 시설에서 세

정법을 이용하고 있다. 그러나 기본적으로 세정이라는 기술은 기체상 오염물질을 액체상 오

염물질로 이동시키는 것에 지나지 않으며, 결과적으로 세정액을 재처리 해야 하는 문제점이

있다. 또한 산성가스 적용 시 산성화된 세정액에 의한 장치부식까지 고려해야 한다. 이런

문제점을 보완하고자 건식 세정법(dry scrubber)이 고안되었다.

� 건식세정기는 배가스가 통과하는 파이프 내에 반응 물질을 분말 상태로 뿌려주는 건식 주

입법과 소각로 내에 반응 물질을 넣어서 함께 연소시키는 방법, 그리고 분무 건조기를 이용

한 방법으로 구분된다. 분무건조기는 식품, 제약, 화학 공업 분야 등에서 사용되어 왔다. 분

무 건조기를 통해 분무된 입자는 가스상 오염물질과 접촉하여 생기는 유체역학적 현상과

열전달 및 물질전달을 통하여 반응하게 되며, 결과적으로 기체상 오염물질이 제거 된다. 해

외에서는 주로 배가스에 황이 다량 포함된 시설에서 이 시스템을 사용하고 있다. 또한 폐기

물 소각시 발생하는 염화수소(HCl)이나 SOx 등의 산성가스와 유기성 가스인 dioxins,

dibenzofurans 제거에 상당히 효과가 있는 것으로 알려져 있다.

Fig. 19 일반적인 스크러버 운전 모식도

- 44 -

Table. 20 습식, 건식 스크러버의 선택

Main Option 선택 공정 처리공정

Throwaway

습식 스크러버

Lime

Limestone

Dual alkali

Mitsubishi

Bischoff

Forced oxidation

(with gypsum disposal)

건식 스크러버Lime spray drying

Lime injection

Regenerative

습식 스크러버

Absorption with water

(smelters)

Wellman-Lord

MgO

Citrate

Aqueous carbonate

SULF-X

Conosox

Forced Oxidation

(with gypsum sales)

건식 스크러버Activate carbon absorption

Copper oxide absorption

Source : Cooper Alley

� 분무건조기를 이용한 건식세정기의 전체 시스템은 Fig. 11과 같다. 분무기에 의해 뿌려진

슬러리 상태의 분무입자는 배가스와 접촉하여 수분이 증발하게 되고, 최종적으로 건조 상태

의 입자가 되어 기체상 오염물질과 반응이 일어나게 된다. 입자-가스 상태에서 반응이 완

료된 후 입자물질 제거장치를 통해 분리된다. 슬러리 분부는 주로 회전식 분무기(rotary

atomizer)나 압력식 노즐(pressure nozzle)에 의해서 이루어지며, 분무건조기의 전체 성

능과 매우 밀접한 관계에 있다. 이는 분무 입자 크기의 분포가 분무기에 따라 달라지고, 입

자 크기에 따라 수분 증발, 가스상 물질과의 반응 표면적 또한 달라지게 되며, 최종적으로

제거효율에 영향을 끼치게 된다. 하지만 입자가 과도하게 작을 경우 건식세정기 후단의 입

자-공기 분리장치(중력침강기, 전기집진기, bag filter 등)에서 입자 제거효율이 낮아지게

된다.

� 분무 입자와 배가스가 접촉하면, 입자와 함께 존재하던 수분은 증발하게 되며, 이때 분무

- 45 -

입자의 수분함량에 따른 증발율의 변화는 Fig. 12와 같이 나타낼 수 있다. A-B 구간을 일

정 증발율 구간(constant rate period), B-C구간을 감소 증발율 구간(falling rate

period)이라 하며, D를 임계수분 함량점(critical moisture content)이라고 하고, 이후부터

증발율은 감소하게 된다.

Fig. 20 Drying rate curve

� 분무건조기 내에서의 반응을 수분의 증발과 이에 의한 입자의 모양 및 반응의 형태에 따라

흡수(absorbtion)와 흡착(adsorption)으로 구분할 수 있다. 수분함량이 높은 입자 분무 초

기에는 흡수가 지배적인 오염물질 제거 기작이 되고, 수분증발에 의해 입자가 기체와 직접

닿게 되는 입자 분무 후기에는 흡착과 이에 따른 화학반응이 반응을 주도한다. 일반적으로

흡수에서는 산성가스의 흡수와 친수성(hydrophobic)의 물질이, 흡착에서는 유기성 가스와

소수성(hydrophilic)물질이 제거되는 것으로 알려져 있다. 또한 분무입자에 미량의 수분이

함유되어 있는 경우에는 두 가지 현상이 모두 일어날 수 있다.

- 46 -

Fig. 21 흡수, 흡착에 의한 Semi-dry scrubber내에서의 제거 기작

○ 사이클론

� 사이클론(Cyclone)은 함진가스에 회전운동을 주어 입자에 작용하는 원심력에 의해 입자를

가스로부터 분리시키는 원리를 이용한 장치이다.

� 처리가스량이 많고 고집진율을 얻고자 할 경우 사이클론의 장점을 살린 멀티사이클론

(multiple cyclone)을 사용하는 것이 좋다. 멀티클론은 소형 사이클론을 연결하여 함께 사

용하는 형식으로, 입구속도에도 크게 영향을 받지 않는다.

� 사이클론은 배기관경(내관)이 작을수록 집진효율이 증가하고 압력손실은 높아진다.

� 입구유속에는 한계(7∼15m/sec)가 있지만, 유속이 빠를 경우 효율이 높아진다.

� 블로우 다운(blow down)방식을 사용하면 효율을 높일 수 있다. 블로우 다운이란 사이클론

의 더스트 박스 또는 멀티 사이클론의 호퍼로부터 처리 가스량의 5∼10% 정도를 흡인해

주는 것을 말하며 이를 통해 유효 원심력이 증대되고 재비산 현상이 억제되는 등 효율 향

상에 도움을 준다. 축류식 직진형, 접선유입식, 소구경 멀티클론 등을 예로 들 수 있다.

- 47 -

Table. 21 사이클론의 장/단점

장점 단점

� 구조가 간단하며, 설치공간이 적게 든다.

� 고온가스 처리가 가능하다.

� 유지, 보수 비용이 적게 든다.

� 미세입자의 경우 집진효율이 낮아진다.

� 온도, 압력, 유해가스에 영향을 많이 받는

다.

� 점착성, 부식성, 마모성 가스에는 부적합

하다.

Table. 22 사이클론의 운전조건

항목 조건

처리입경 3~100㎛

압력손실 50~150mmH2O

집진효율 85~95%

처리가스 속도 7~15m/sec

� 싸이클론의 입자상 오염물질의 처리율 향상을 위해서 입자의 직경이 클수록 유리하며,

High throughput, Conventional방식에 비해 High efficiency 방식이 유리하다.

� 입자 제거율 100%에 근접하기 위해서 입자의 직경은 20㎛이상을 권장하고 있으며, 본 연

구에서 사용하는 흡수제 입자의 직경은 450～900㎛이기 때문에, 사용한 흡수재의 회수를

위한 싸이클론의 적용이 효율적이다.

- 48 -

Fig. 22 싸이클론 설계인자 모식도

Table. 23 싸이클론 설계시 적정 비율

Cyclone type High Efficiency ConventionalHigh

Throughput

Body Diameter, D/D 1.0 1.0 1.0

Height of Inlet, H/D 0.5～0.44 0.5 0.75～0.8

Width of Inlet. W/D 0.2～0.21 0.25 0.35～0.375

Diameter of Gas Exit De/D 0.4～0.5 0.5 0.75

Length of Vortex Finder, S/D 0.5～0.5 0.6～0.625 0.85～0.875

Length of Body, Lb/D 1.4～1.5 1.75～2.0 1.5～1.7

Length of Cone, Lc/D 2.5 2.0 2.0～2.5

Diameter of Dust Outlet, Dd/D 0.375～0.4 0.25～0.4 0.375～0.4

� 싸이클론의 Gas flow rate, Density difference, Dust loading이 증가할수록 입자상 제거

효율이 증가하고, Gas viscosity가 증가할수록 제거율이 감소하는 상관성을 가지고 있다.

- 49 -

Table. 24 싸이클론 설계시 효율 상관성

Variable Change Efficiency Relationship

Gas Flow Rate Increase Increase Eff. =

Gas Viscosity Increase Decrease Eff. = μ μ Density

DifferenceIncrease Increase Eff. = ρ ρ

ρ ρ

Dust Loading Increase Increase Eff. =

Fig. 23 사이클론 모식도

○ Venturi-type dry scrubber

� 벤츄리(venturi)는 오리피스와 같은 원리로 직관 내에 잘록한 부분을 만든 특수한 관을 말

하며 같은 원리의 오리피스(orifice)에 비해 손실수두가 훨씬 작게 제작한 기구를 의미한

다. 특히 벤츄리는 유선형의 관을 이용하여 차압을 얻는 방법이므로 압력손실, 축류의 영향

이 적고 확대관의 각도는 난류를 방지하기 위하여 보통 15° 이하로 하게 된다.

� 벤츄리 스크러버(venturi scrubber)는 공기에 섞여 유입되는 오염 입자들이 스크러버 노즐

에서 분사되는 흡수제나, 액적에 관성 충돌하여 포획되는 원리를 이용한다.

� 벤츄리 스크러버의 집진효율은 주입되는 건식 흡수제의 분사량을 늘이거나, 공기의 유입속

도를 높여 벤츄리 목(throat)에서 흡수제와 유입 입자간의 상대속도를 증가시킴으로써 향

상시킬 수 있다. 그러나 이러한 병화로 인한 압력손실은 운전비 증가를 가져오고, 결과적으

로 집진효율 저하를 야기한다.

- 50 -

� 따라서 본 연구에 최적화된 벤츄리 형(venturi type)의 건식 스크러버(dry scrubber)의

개발을 위해서는 흡수제의 입경과 초기 혼합 공간 분포와 같은 특성들의 예측이 필요하다.

Fig. 24 Venturi-type dry scrubber 운전 모식도

Table. 25 벤츄리 스크러버의 장/단점

장점 단점

� 세정집진장치 중에서 집진효율이 가장

크다.

� 소형으로 대용량 배기가스 처리가 가능

하다.

� 가스 압력손실이 있어 동력소모가 심하

다.

� 노즐이 막힐 염려가 있다.

� slot 부의 부식․마모가 심하다.

- 51 -

Table. 26 벤츄리 스크러버의 운전조건

항목 조건

Throat부(목부) 가스속도 60～90m/sec

액가스비(L) 0.3～1.5L/m3

압력손실 300～800mmH2O

집진효율 80～90%

최적수적직경비 150:1 전후

(2) 흡수제 조성 선정

� 본 연구에서 개발중인 흡수제는 본 연구내용에 특화되어 있을뿐 아니라, 범용적으로 사용할

수 있는 다목적인 성격을 가진다. 흡수제 조성은 소석회(Ca(OH)2,) 이온교환제(LDH), 산

화제(NaClO2)로 구성되어 있으며, 각 물질간 비율은 적용대상 오염물질에 따라 유동적으로

조절이 가능하다.

Fig. 25 흡수제 조성

○ NaClO2

� 고체 아염소산나트륨은 백색 혹은 연한 황녹색 결정이며, 염기성을 띠고, 조금 흡습하며 물

과 알콜에 쉽게 용해한다. 입자 아염소산나트륨은 상온과 정상적인 저장조건 하에서 비교적

안정하며 그 안정성은 차아염소산나트륨보다 크고 염소산나트륨보다 작다. 고체와 염기성

수용액은 170도 이상 가열시 염소산나트륨과 차아염소산나트륨으로 분해하고 산을 만나면

- 52 -

쉽게 분해하여 이산화염소 기체를 방출한다. 톱밥, 유기물, 환원성 물질과 접촉 및 마찰시

쉽게 폭발 혹은 연소하며 유독하다

� NaClO2는 산화제이며, 통상 물에 용해하여 NOx와 반응시키거나, 때에 따라서는 건식 혹은

반건식으로 고체상 NaClO2를 NOx와 반응시키기도 하며, 이때 NOx와의 반응식은 다음과

같다.

� →

→

� NOx와 반응 이후 NaClO2는 NaCl 또는 NaClO3로 변환된다. 온도에 따른 영향은 200℃이

상에서는 NOx와 반응 없이 바로 NaCl로 상전이 되어 산화제의 역할이 미미해지는 경우가

있으나, 습도 및 산소농도 변화영향은 매우 둔감하다.

� NaClO2와 수분이 충분한 상태에서는 액적의 pH의 영향을 받게 되는데, 특히 Deshwal

(2008) 등에 따르면, 액적의 pH가 3.5이하에서 NOx 제거 반응이 원활하다고 언급하고

있다.

� NOx와 NaClO2의 반응은 화학반응에 의한 산화이외에 흡수 효과도 나타나며, 이는 아래

반응과 같다.

산화(oxidation) 흡수(absorption) 전체반응(overall reaction)

2NO+ClO2-+H+→2NO2

+HCl

12NO2+3ClO2-+3H++6H2O→12

HNO3+3HCl

12NO+9ClO2-+9H++6H2O

→12HNO3+9HCl

5NO+2ClO2+H2O

→2HCl+5NO2

5NO2+ClO2+3H2O →

5HNO3+HCl

5NO+3ClO2+4H2O →

5HNO3+3HCl

○ LDH

� 일반 이온교환제라 불리는 물질들은 실리콘과 알루미늄 같은 용해도가 낮은 물질이 산소원

자를 통해 삼차원적으로 연결되어 생성되는 일종의 무기고분자 물질이다. 이런 일련의 무기

고분자 물질들은 촉매, 흡착제, 탈수제, 이온교환제 등 여러 산업분야에서 응용되고 있다.

� 이온교환제는 고분자 수지 모체에 음이온으로 하전되어 있는 고정이온(Fixed ion)과 그 하

전을 중화시키면서 정전기적으로 끌려있는 이온으로 구성되어 있다. 이때 정전기적으로 끌

려 있는 이온보다 더 큰 하전력을 가진 이온이 가까이 오면 이온교환제에 부착되어 있는

이온과 위치를 바꿔서 부착/탈착하게 되며, 수지 모체가 양이온이면 음이온 교환제, 또는

음이온이면 양이온교환제로 불리운다.

� 이온교환제중 하나인 층상이중수산화물(layered double hydroxide, 이하 LDH) 자연계에

미량 존재하는 점토 광물의 일종으로서 인공적인 합성이 가능하다. LDH의 일반적인 구조

- 53 -

는 Mg 또는 Al 등의 수산화물이 층을 이루고 있으며, 이들 층간에 교환가능한 음이온을

지니고 있어 이온교환을 통한 오염물질 제거가 가능하다.

� 따라서 LDH는 음이온성 점토라고도 불리우며, 통상 화학식은

M(2)1-XM(3)X(OH)2Xm-x/m-nH2O 로 표기한다. M(2)에는 Mg2+, Ni2+, Zn2+등이,

M(3)에는 Al3+, Fe3+이온이 합성되며, 층간 음이온으로는 탄산이온(CO32-)이 치환된 형태

로 존재하게 된다. 일반적인 음이온성 점토는 Mg-Al-CO3 체계를 가지고 있다. 이러한

형태는 탄산염의 매우 높은 음이온 선택성에 기인하여 타 음이온과 이온교환이 이뤄지지

않는다.

� LDH의 인공합성 시에는 이온교환 능력을 향상시키기 위해 탄산염에 비하여 이온선택성이

떨어지는 NO3-, Cl-, SO4

2- 등의 음이온을 삽입시켜 이온교환능력을 향상시키는 방법이

필요하다.

Fig. 26 LDH 이온교환제

○ Ca(OH)2

� 소석회( )를 가스와 직접 접촉시키는 건식법은 통상 습식공정에서 발생하는 폐수처

리 문제와 배기가스 재가열이 필요없고, 시설 투자와 운전비가 절감되는 장점이 있다.

� 분말형태의 소석회를 반응조내에 투입시키면, 배출가스 그중에 SOx와 반응하며, 이때 일어

나는 화학반응식은 다음과 같다.

� Ca(OH)2를 흡수제로 사용했을 때 건식 스크러버 내부에서 일어나는 SO2 제거경로는 아래

와 같다고 알려져 있다(Ruhland, 1989).

- 54 -

Table. 27 Ca(OH)2와 SO2의 반응순서

단계 반응 화학반응식

1Bulk gas phase에서 경계층으로의 물질

전달SO2(g) → SO2(aq)

2 액상에서의 SO2의 수화반응 SO2(aq) + H2O → HSO3- + H+

HSO3 → H+ + SO33 액상 표면에서 반응면으로의 물질전달

4 분사되는 흡수제 입자사이의 물질전달Ca(OH)2(s) ↔ Ca(OH)2(aq)

Ca(OH)2(aq) ↔ Ca2+ + 2OH

5흡수제와 수화된 SO2의 반응부산물

CaSO3의 형성

Ca2+ + SO32- → CaSO3(aq)

CaSO3(aq) + 1/2H2O → CaSO3 ․ 1/2H2O(s)

6 CaSO3의 산화반응

CaSO3(aq) +1/2O2 → CaSO4(aq)

CaSO4(aq) + 2H2O → CaSO4 ․ 2H2O(s)

Fig. 27 Ca(OH)2와 SO2의 반응

- 55 -

(3) 흡수제 제조 및 혼합비율 선정

� 본 연구에서 사용한 흡수제의 주성분은 Ca(OH)2, NaClO2, LDH이며, 이중에서 Ca(OH)2

는 산성가스의 중화와 흡수를 목적으로 사용하였다. NaClO2는 중화 및 흡수가 어려운 NO

와 같은 물질을 NO2로 산화시켜 함께 포함된 Ca(OH)2에 의한 중화 흡수를 촉진시킨다.

LDH는 이온교환 흡착제 특성과 인공 바인더 역할을 수행한다.

� 입상형(granular) 흡수제의 제조는 먼저 Ca(OH)2, NaClO2, LDH를 일정비율(ex: 7:1:2)

로 혼합하고, 액상 바인더 약간량과 혼합한다. 혼합하는 액상 바인더의 양은 흡수제에 포함

되는 LDH의 비율과 관련이 있다. 특히 LDH의 비율이 0일 경우, 물질간 응집력이 부족하

므로 다짐횟수의 증가가 필요하며, 때에 따라서 액상 바인더의 양을 증가시킬 필요가 있다.

� 다짐기의 충격량은 15 N/s 정도로 조절하고, 300회 다진 후, 한 덩어리로 만든다. 그리고

다져진 흡수재를 파쇄하여, 20번 채(mesh size=0.850mm)를 통과시키고, 40번 채(mesh

size=0.450mm)에는 걸러지는 입경의 흡수재를 확보한다.

Fig. 28 입상반(granule)형태 흡수제 제조 모식도

� 본 연구에서는 Ca(OH)2, LDH, NaClO2의 다양한 혼합비율을 검토하고 반도체 공정에서

배출되는 산성가스 제거 효율을 측정하였다. 기준 혼합비율로는 Ca(OH)2, LDH, NaClO2

7:1:2를 선정하여 산성가스 흡수 실험을 수행하였으며, SOx와 NOx 및 산성가스의 유입농

도/조건에 따라 각 성분의 혼합비율을 유동적으로 조절하였다.

- 56 -

� 제작된 흡수제의 입경은 20번 채와 40번채의 공극 크기와 같은 0.45～0.85mm이며, 다음

사진과 같다.

Fig. 29 압밀/파쇄 후 흡수제 입경

� 제작된 흡수제의 표면을 주사전자현미경(SEM)으로 관찰한 사진은 다음과 같다. 제작된 흡

수제 표면은 Ca(OH)2, LDH, NaClO2의 혼합 성분에 따라 다양한 광물 결정들이 혼합되어

있는 형태를 나타내고 있으며, 작은 크기의 세공(micro-pore)과 큰 크기의 공극(crevice

and macro-pore)이 잘 발달한 형태를 나타내었다. 따라서 제조된 흡수제가 가스상 오염

물질의 흡수 및 반응 단계에서 물질전달이 제한되는 현상은 나타나지 않을 것으로 판단된

다.

- 57 -

Fig. 30 신규 흡수제 표면의 SEM image

반면 사용한 흡수제는 다음 SEM 사진에서 보여지는 것처럼 결정 구조가 크게 형성되었음을

알 수 있다. 이는 흡수제가 흡기를 함유한 산성가스와 반응하면서 반응결정이 형성되어 성장하

였기 때문이라고 판단되며, 반응 결정이 증가할 수록 흡수제의 산성가스 제거 능력이 떨어진

다.

Fig. 31 사용한 흡수제 표면의 SEM image

- 58 -

2. Results of total system design

각 부의 설계 주안점을 고려하여 작성된 System Flow Design은 다음과 같다.

Fig. 32 Designed System flow diagram

Main inlet에서 유입되는 대량의 가스는 먼저 powder trap을 지나며 포함되어 입자상 물질

들을 전 처리하게 된다. 이후 반응기로 유입되어 폐가스를 열분해 처리하고 폐가스 처리를 통

해 생성된 By-products인 수용성 산성가스를 Wet Scrubber를 통해 수 처리하여 배출하게

된다. 실제 반도체 및 LCD 생산 공정에 적용을 위해 System은 blower를 이용해 음압으로

관리한다. S社의 경우 Fab에서 발생하는 폐가스 배출 duct의 경우 -50mmH2O로 관리되고

있으며 양의 압력이 되면 반도체 및 LCD 생산 설비가 Shutdown 되는 특이성을 갖고 있다.

각 부의 세부적이고 효율적인 작동을 위해 Automation을 위한 Control system을 구축하였

고 각 부의 작동 허용치를 정하여 자동 운전 되도록 System을 완성하였다. Reactor의 경우

PID 온도 조절을 통하여 Reactor 내부 온도가 1300도 이상 올라가지 않도록 Reactor에 삽

입된 Thermocouple 신호를 통해 Heater에 공급되는 전류를 단속하였다. 세부적인 각 부

Design 및 Specification은 다음과 같다.

- 59 -

가. Thermal Regeneration Reactor

Fig. 33 Schematic of the designed thermal regeneration reactor

Table. 28 Detailed specification of theraml regeneration reactor

- 60 -

나. High efficiency powder trap

Fig. 34 Schematic of the designed high efficiency powder trap

Table. 29 Detailed specification of high efficiency powder trap

- 61 -

다. Wet Scrubber

Fig. 35 Schematic of the designed wet scrubber

Table. 30 Detailed specification of wet scrubber

- 62 -

라. 흡수제 Scrubber

Fig. 36 Schematic of the designed wet scrubber

Table. 31 Detailed specification of wet scrubber

- 63 -

3. System 평가 및 고찰

가. System heating 및 온도에 따른 축열층의 온도 분포 및 효율

(1) 축열 층 온도 분포 측정

설계된 Thermal regeneration reactor의 운전에 앞서 내부 최고 온도에 따른 좌 우 축열

층 및 배출 온도를 측정하였다. Fig. 29는 Reactor의 주요 부위에 설치된 Thermocouple의

위치를 나타낸다. Thermocouple은 축열층의 Horizontal 방향으로 중심부에 위치하고 축열층

의 최 하부로부터 150 mm씩 Vertical 방향으로 설치되었다.

Fig. 37 Schematic of the installed thermocouple location in the reactor

Reactor 축열층의 온도 분포는 reactor target 온도에 따라 관찰 되었고 reactor target 온

도는 Heater box 좌 우로 설치된 R-type thermocouple의 온도신호를 받아 control 된다.

- 64 -

Fig. 38 Result of the temperature variation inside of reactor

Table. 32 Result of the temperature distribution along with honeycomb location

(Red dash line in Fig. 30)

Fig. 30은 Target 온도에서 시간에 따른 축열층의 온도 변화를 보여준다. Fig. 30에서 관찰

할 수 있듯이 시간 변화에 따라 각 부분에서 온도가 Fluctuating하는 것은 Thermal

efficiency 극대화를 위해 사용한 Thermal swing(주기적 In/Out 방향 전환)으로 인해 발생되

는 것으로 좌/우측 온도가 일정하게 Zig-Zag로 Cross하는 것으로 미루어 좌 우측 축열층이

대칭되게 설계 제작되었음을 의미한다. 또한 Target 온도 1300 ℃ 도달 시 좌 우 축열층 수

직방향 온도분포는 Table. 23에서 보듯이 상온의 가스가 유입되는 부분의 축열층이 배출되는

부분의 축열층보다 전체적으로 40℃가량 낮음을 확인 할 수 있다.

(2) 온도별 SF6 처리효율 측정

SF6 열분해 최적온도 설정을 위해 Reactor target온도에 따른 SF6 처리 효율 변화를 측정

하였다. 대상가스인 SF6, Carrier Gas인 N2는 모두 MFC Control을 통해 정밀 제어되며 오

- 65 -

차율은 ±5%이다. SF6의 농도 측정을 위해 FT-IR(MAIDAC-I1004 with 10 cm Cell)을

이용하였다. 앞서 설명한 것처럼 Reactor 내부 온도 및 축열층의 온도분포는 R-type 및

K-type 열전대와 Data/acquisition board를 이용하여 측정하였다.

세부적인 실험 조건은 다음과 같다.

a) Experimental Conditions

-Reactor Temperature : Varied

-Total flowrate : 1200 l/min

-Inlet SF6 Concentration : ~1050 ppm

-Exhaust pressure : -50 mmAq

-Inlet Gas temperature : 20 ℃

- 66 -

b) Experimental Results Temperature ( C)

Fig. 39 Experimental results of SF6 DRE with reactor maximum temperature

Fig. 31 은 온도 변화에 따른 SF6 DRE 결과를 보여준다. Reactor 최고 온도가 1200 ℃

이하에서는 SF6 분해 효율이 매우 낮음을 볼 수 있다. 한편, Reactor 최고 온도가 1200 ℃

이상에서는 SF6 분해 효율이 급격하게 증가함을 볼 수 있는데 이는 기존의 연구에서도 잘 나

타나있다.[참고문헌] Reactor 최고 온도가 1200 ℃이상에서는 온도 증가에 따라 SF6의 처리

효율도 증가되는데 1280 ℃에서는 분해 효율이 2%정도 상승됨을 알 수 있으며 더 높은 온도

에서는 분해 효율이 더욱 증가할 것으로 사료된다.

한편, 이론적으로 SF6의 열분해 온도는 ~1200 ℃ 이라고 잘 알려져 있는데 이론적인 분해

온도 이상에서도 열분해가 100% 되지 않는 이유는 고온 부에서 반응 화합물이 체류하는 최소

Residence time이 부족하거나 열분해 된 SF6 중 반응성이 큰 F2가 다시 S 원소와 재결합

된 결과라고 추정된다.[참고문헌] 이를 확인하기 위해 유량증가에 따른 SF6 분해 효율과 재결

합 방지를 위해 추가적으로 공급된 Additive gas 종류와 량에 따른 SF6 분해 효율을 비교하

였다.

참고 : 온도변화에 따른 SF6분해 효율 FT-IR 측정 결과

- 67 -

가) Reactor 최고온도 1278 ℃에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

나) Reactor 최고온도 807 ℃에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

다) Reactor 최고온도 1008 ℃에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

라) Reactor 최고온도 1200 ℃에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

3) 유량에 따른 SF6 처리효율 측정

- 68 -

1000 2000 3000 4000 500090

92

94

96

98

100

T=1300 ( oC) , SF6 1080 (ppm)

Total Flowrate (L/min)

DRE (%)

Fig. 40 Experimental results of SF6 DRE with total flowrate

Fig. 32 은 총 유량 변화에 따른 SF6 DRE 결과를 보여준다. 주목할 부분은 총유량이

1200 l/min에서 3000 l/min까지 변하지만 처리효율 변화는 95%에서 크게 벗어나지 않는다.

유량이 4000 l/min을 넘어서면서 SF6 처리 효율은 다소 감소하기 시작한다. 이는 고온부에서

반응 화합물이 체류하는 최소 Residence time이 4000 l/min을 넘으면서 점점 짧아짐을 의미

하는 것으로 본 연구에서 설계된 Reactor가 5000 l/min의 SF6가 포함된 폐가스를 처리하기

에 용량이 다소 부족함을 시사한다. 이점을 감안하여 추후 보완 설계 작업을 통하여 설비의 개

조 개선을 실시할 예정이다.

- 69 -

참고 : Total flowrate변화에 따른 SF6분해 효율 FT-IR 측정 결과

가) Total flowrate 1,200LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

나) Total flowrate 2,500LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

다) Total flowrate 2,500LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

라) Total flowrate 3,000LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

- 70 -

마) Total flowrate 4,300LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

바) Total flowrate 4,560LPM에서 System Inlet 과 Outlet SF6 측정 농도변화

- 71 -

(4) 재결합 방지를 위한 Additive gas 종류와 량에 따른 SF6 처리효율 측정

1 2 392

94

96

98 T=1300 ( oC) , SF6 1030 (ppm)

DRE (%)

Case Number

Fig. 41 Experimental results of SF6 DRE with different composition of carrier gas

Fig. 33은 Carrier gas로 조성을 (N2/Air)를 바꿔가며 SF6분해 효율을 측정한 결과이다.

SF6 중 반응성이 큰 F2가 다시 S 원소와 재결합되기 쉬운데 그 이유는 carrier gas로 사용

된 N2의 경우 N과 N의 결합력이 산소 (O2)의 그것에 비해 매우 크기 때문이다. 이에

Carrier gas N2의 조성을 N2/Air로 바꾸어 그 비에 따른 처리 효율을 확인함으로써 재결합

의 영향을 확인할 수 있다. 결과적으로 Carrier gas에 Air 조성비가 높아지면 처리효율도 조

금씩 증가됨을 Fig. 33에서 확인 할 수 있다. 이로써 SF6의 처리 효율 증가를 위해서 산소의

투입이 효과적임을 알 수 있다.

- 72 -

측정Port GAS(ppm)

CO HF NO NO2 SO2 SO2F2

Inlet 0 0 0 0 0 0

Outlet 5.91 2.86 75.13 17.7 21.34 11.92

(5) NOx, CO, SOx 배출량 측정

본 실험에서 SF6 처리 후 배출되는 NOx, CO, 그리고 SOx의 농도를 측정하였고 그 결과는

다음과 같다.

Table. 33 Measurement of exhaust gas concentrations

결과에서 보듯이 SF6분해 후 배출되는 CO는 거의 10 ppm이하임을 알 수 있다. 이는 본

설비가 화석연료를 연소시켜 에너지를 얻는 형태가 아닌 전기가열식이기 때문에 CO 발생이

없기 때문이다. 또한 NOx의 경우 100 ppm이하로 매우 낮게 배출된다. 이는 본 설비가 130

0℃ 이상의 고온으로 운전되지 않기 때문인데 이는 Thermal NOx의 경우 1400℃ 이상부터

급격하게 발생되기 때문이다. SF6 열 분해 후 발생하는 SO2의 경우는 이론상 배출되어야 하

는 량은 약 900 ppm 정도이다. 하지만 SO2는 물에 용해되는 수용성 가스로써 Wet

Scrubbing 중에 물에 용해되어 H2SO3, H2SO4의 형태로 포집된다. 한편, 본 설비의 후단에

서는 수용성인 SO2가 100% 처리되지 않고 약 20 ppm정도로 배출되고 있음을 확인하였고

이에 향후 Wet Scrubbing 부분의 효율을 증가시키는 형태로 완벽 처리 가능하다고 판단한다.

- 73 -

Wet 전단 Wet 후단

Wet 전단 Wet 후단

Wet 전단 Wet 후단

Wet 전단 Wet 후단

참고 : 반응 후 생성물질 FT-IR 측정 결과

가) CO 농도

나) HF 농도

다) NO 농도

라) NO2 농도

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Wet 전단 Wet 후단

Wet 전단 Wet 후단

마) SO2 농도

바) SO2F2 농도

(6) 흡수제 조성 선정 실험 및 성능

흡수제 조성 선정을 위해 Lab scale pilot 실험 장치를 이용하여 흡수제 입도에 따른 압력

및 온도 변화, 산성가스 및 NOx, CO 처리 효율 그리고 파과시간에 대한 실험이 수행 되었다.

Fig. 42 흡수제 Lab scale pilot 실험 장치 개략도

- 75 -

Fig. 34은 흡수제 성능 평가를 위해 사용된 Lab scale pilot 실험장치 개략도이다. 처리효율

및 파과시간에 영향을 주는 Parameter를 간략화 하기위해서 Packed Bed형태로 제작하였고

반응Zone 내부에 충진되는 흡수제 량은 360g 으로 고정하였다. 또한, LDH의 활성을 위해 처

리대상가스 중 Carrier Gas로 사용한 N2를 수분 생성용 water chamber에 Bubbling시켜 상

대습도 100%로 만들어 처리 대상가스와 혼합하여 흡수제 층에 공급한다. 대상가스의 농도 측

정은 FT-IR(MAIDAC-I1004, 10cm cell)과 Flue gas analyzer(KM9106)를 사용하여 연

속 측정하였고 Exhaust 압력을 -60mmH2O로 일정하게 유지하였다.

실험에 사용된 가스들의 농도 및 전체 유량은 다음과 같다.

� Experimental Conditions

a) Total flowrate : 50 l/min

b) Exhaust pressure : -60 mmH2O

c) NO, SO2 concentration ; 500 ppm

d) HCl concentration : 60 ppm

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Experimental Results

a) 흡수제 조성 7:1:2에서의 압력, 온도변화 및 파과점 특성 파악

(a) 시간변화에 대한 대상가스의 농도 변화

(b) 시간변화에 대한 흡수제 내부 온도 변화

(c)시간변화에 대한 Exhaust pressure 변화

Fig. 43 7:1:2 흡수재 성능평가

Fig. 35는 흡수재 비율 7:1:2 (C:L:N)의 그래프이다. NO와 SO2 모두 90분 무렵부터 유출

이 진행되는 것이 확인된다. 또한 흡수재 온도를 살펴보면 초기 NO가 NO2로 산화되는 80분

무렵까지 산화반응에 의한 발열로 27℃ 부근에서 32℃ 부근까지 상승했다가, 반응이 진행됨에

- 77 -

따라 안정화가 이루어 지고 있다. 반응조 전단과 후단의 압력차를 측정한 압력 그래프를 보면

최초 700mmaq부근에서 900mmaq로 상승하고 있으며, 이는 유입되는 가스에 포함된 수증기

에 의해 내부 흡수재가 굳어지면서 내부 공극이 작아짐에 따라 압력이 상승하는 것으로 사료

된다. 하지만, 급격한 압력상승이 없기 때문에 흡수재 자체의 큰 물리적 변화는 없다고 판단되

며, 특히 LDH가 바인더(binder)역활을 충실히 하고 있는 것으로 사료된다.

b) 흡수제 조성 7:1:2에서의 압력, 온도변화 및 파과점 특성 파악

(a) 시간변화에 대한 대상가스의 농도 변화

(b) 시간변화에 대한 흡수제 내부 온도 변화

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(c)시간변화에 대한 Exhaust pressure 변화

Fig. 44 9:0.5:0.5 흡수재 성능평가

9:0.5:0.5비율의 흡수재의 경우 NO를 처리하는 NaClO2의 비율이 극단적으로 작은 0.5에

불과하기 때문에, 반응조 운전 직후 유출이 시작되고, 60분 무렵 급격히 상승하는 것을 확인

할 수 있다. 또한 산화반응이 반응 초기에 종료됨에 따라 흡수재 전체 온도상승폭도 매우 미미

하여, 25도에서 29도 부근까지 상승했다가 안정화 되는 것을 확인 할 수 있다. 9:0.5:0.5비율

흡수재 실험의 압력손실은 최초 1000mmaq에 육박하며, 시간이 지날수록 500mmaq 부근에

서 안정화 되는 것이 확인됨. 이는 최초 바인더(binder)역활을 하는 LDH의 매우 낮은 비율에

기인하여, 높은 압력손실을 나타내지만, 반응이 진행될수록 유입되는 많은 양의 수분에 의해

내부 흡수제가 내부에서 한쪽으로 편중되어 오히려 압력손실이 감소하는 현상을 보이는 것으

로 판단된다. 급격한 압력변화는 내부 흡수재 층의 물리적 변화를 의미하므로 LDH의 부재 또

는 극도로 낮은 비율은 전체 제거 반응에 매우 불리하게 작용할 것으로 사료된다.

- 79 -

2절. 2차년도 연구개발 결과

1. 가스 및 유틸리티 공급 시스템 설계 및 제작

유량 제어 시스템 개발을 위한 FIMS(Flow Inspection & Management System) 구축

목적 : 다량의 MFC(Mass Flow Controller)를 효과적이고 신속하게 제어하여 실험시 특정가

스가 불안정하게 주입되거나 정량 공급되지 않음으로써 발생하는 실험 오차율을 최소화 하고

1인 실험을 가능하게 하기 위한 Software 구축을 목적으로 한다.

가. 시스템 구성

유체흐름 검사 및 운영시스템(이하 FIMS: Flow Inspection & Management System)은

MFC(mass flow controller) 유닛으로부터 측정된 유체의 압력을 모니터하고 흐름제어 기능

을 수행하는 시스템이다. 그리고 비정상적인 상황이 발생하였을 때 신속하고 안전하게 응답 및

제어할 수 있는 기능을 제공한다.

FIMS는 MFC 유닛에서 측정된 유체 압력값을 수신하고 제어명령을 송신하는 채널디바이스와

측정된 압력값의 처리 및 제어명령을 지시하는 운영소프트웨어로 구성된다. FIMS의 구성은

그림 1과 같다.

Fig. 45 FIMS 구성도

채널디바이스는 MFC 유닛과 운영소프트웨어간의 신호 입출력 인터페이스 역할을 수행하

는 하드웨어로 MFC 유닛의 아날로그 신호를 디지털 신호로 변환하여 운영 소프트웨어로

송신한다. 운영 소프트웨어는 송신된 신호를 분석하여 모니터링 한 후 처리를 위해 제어명

령을 지시하면 채널 디바이스는 이 명령을 다시 아날로그 신호로 변환하여 MFC에 제어명

- 80 -

령을 송신한다. 채널 디바이스에 연결된 MFC 유닛의 개수는 하드웨어적으로 지원할 수 있

는 슬롯에 따라 가변적으로 확장 가능하다.

운영소프트웨어는 크게 신호처리 코어 프레임, 미들 프레임, 인터페이스 프레임으로 구성

되며 채널디바이스를 통하여 수신한 MFC 유닛의 측정값들을 분석, 모니터링하고 시스템

관리자에게 필요한 정보를 레포팅한다. 또한 필요에 따라 데이터베이스에 분석된 정보를 저

장하여 시스템 운영상황에 대한 수치정보를 산출하고 과거부터 현재까지의 운영 상황 정보

를 제공한다. 이렇게 제공된 정보를 기반으로 시스템 관리자는 제어 인터페이스를 통하여

상황에 따른 제어명령을 신속하게 수행할 수 있으며 운영 소프트웨어는 제어와 관련된 모

든 절차를 기록하고 제어명령이 올바르게 수행되지 않으면 원인분석을 통하여 오류보고를

수행한다.

나. 하드웨어

FIMS에서 채널디바이스는 MFC 유닛과 운영 소프트웨어간의 신호 입출력 인터페이스역

할을 수행하는 하드웨어로 시스템의 올바른 동작을 위하여 신속하고 정확하게 값, 제어명령

을 전달한다. 채널 디바이스는 캐리어보드와 입력, 출력 모듈로 구성되며 입력모듈에서는

아날로그 신호를 디지털 신호로 변환하고 출력 모듈에서는 디지털 신호를 아날로그 신호로

변환한다.

(1)캐리어 보드

캐리어 보드는 아진엑스텍에서 생산한 BPFR, BPHR을 사용한다. BPFR, BPHR은 CPU

모듈, 모션 모듈, 디지털 I/O모듈, 아날로그 I/O모듈, 분산 제어용 통신 모듈등으로 구성된

Add-On 방식의 입출력 모듈보드와 결합하여 어떠한 제어 환경에서도 다양한 기능 보드를

구현할 수 있는 장점이 있다. Fig. 38과 Table. 26은 각각 BPFR, BPHR의 실제모습과 상

세사양을 나타낸다.

Fig. 46 BPFR(좌)과 BPHR(우)

- 81 -

항목 설명

Form factorBPFR PCI full size(long card)BPHR PCI half size(short card)

Conformance PCI local bus spec. Rev. 2.1(32bit/33MHz)

Data bus width 32bit data mode

Interrupt Auto configuration

Internal register 1Kbyte

Internal slotBPFR Support 4EA local bus BPHR Support 2EA local bus

External connector

BPFR2 floor module connector(68pin) 2EA

Distribution I/O 4 ports (USB or RJ45 )

BPHR2 floor module connector(68pin)

Distribution I/O 2 ports (USB or RJ45 )

Status LEDs power indication 4, sub 1,2(status check)

P o w e r

requirements5V, ±12V

Etc.Maximum current 150mA per external connector

pin

Table. 34 BPHR, BPFR 상세사양

(2)입력, 출력 모듈

입력, 출력 모듈은 각각 아진엑스텍에서 생산한 SIO-AI4RB, SIO-AO4RB을 사용한다.

SIO-AI4RB는 아닐로그 입력 신호를 읽어 들일 수 있는 입력 전용 모듈로 4개의 채널(각

각 12-bit Resolution)을 가지는 모듈타입의 보드이다. SIO-AI4RB의 실제모습과 상세사

양은 Fig. 47와 Table. 26과 같다.

Fig. 47 SIO-AI4RB

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항목 설명

AD Converter chip AD7864BS-1

Channel 4 Channel

Input range

0~5V0~10V±5V±10V4~20mA

Input mode Single-Ended 4ch

Sampling time 10us

Resolution 12-bit

T e m p e r a t u r e

range0~ +60˚C

Humidity range 90% or, less

P o w e r

requirements5V, ±12V

Signal interface

levelLogic level: High(2.0V), Low(0.8V)

Table. 35 SIO-AI4RB 상세사양

SIO-AO4RB는 아날로그 출력을 제어할 수 있는 출력 전용 모듈로 4개의 Channel(각각

12-bit Resolution)을 가지는 모듈타입 보드이다. SIO-AO4RB의 실제모습과 상세사양은

Fig. 48과 Table. 27과 같다.

Fig. 48 SIO-AO4RB

- 83 -

항목 설명

AD Converter chip AD7247AAR

Channel 4 Channel

Output range

0~5V0~10V±5V±10V

Settling time 4us

Output current ±10mA(Output voltage ±12V)

Resolution 12-bit

T e m p e r a t u r e

range0~ +60˚C

Humidity range 80% or, less

P o w e r

requirements5V, ±12V

Signal interface

levelLogic level: High(2.0V), Low(0.8V)

Table. 36 SIO-AO4RB상세사양

다. 소프트웨어

FIMS의 운영 프로그램은 채널디바이스와 통신하여 각 채널의 MFC로부터 실시간으로 측

정된 유체의 압력을 모니터링하고 운영에 필요한 제어명령을 지시하는 소프트웨어이다. 따

라서 빠른 응답성과 처리성능이 필요하므로 운영 프로그램 코어는 순수 C++& 어셈블리로

구현하였고 사용자 인터페이스 및 레포팅모듈은 MFC라이브러리를 사용하였다. 데이터베이

스는 안정성과 이식성을 고려하여 볼랜드사의 Interbase 데이터베이스 엔진을 기반으로 하

는 Embed Firebird를 사용하였다.

Parts Development environments

Core module C++ & assembly

User, report interfaces MFC library

Database Embed Firebird 2.1

Table. 37 개발환경

운영 프로그램은 Fig. 49와 같이 신호처리 코어모듈, 모니터 모듈, 컨트롤 모듈, 데이터베

이스 처리 모듈, 경고감지 모듈, 보고 모듈로 분산 구성되며 각 모듈이 상호 통신하여 작동

한다. 분산된 모듈 간의 통신 기법은 Event based asynchronous I/O message queue를

- 84 -

사용하여 데이터 병목 및 지연현상을 최소화하도록 설계하였으며 멀티코어 환경을 지원하

기 위하여 멀티 스레딩기법을 사용하였다.

Fig. 49 운영프로그램의 구성도

신호처리 코어모듈은 채널디바이스로부터 수신한 값을 가공하여 모니터모듈로 넘겨주고

제어를 위하여 컨트롤모듈로부터 받은 제어명령을 채널디바이스로 전달하는 역할을 수행한

다. 신호처리 코어모듈은 운영프로그램의 성능에 가장 큰 영향을 미치는 모듈로 성능의 최

적화에 중점을 두어 설계하였다. 성능 최적화를 위하여 코어의 코드는 순수 C++로 작성되

었으며 높은 오버헤드가 발생할 수 있는 부분은 어셈블리로 작성하였다. 신호를 위한 자료

형은 선형공간을 가지는 벡터자료형을 사용하여 다이렉트 엑세스가 가능하도록 하였으며

선형공간 자료형의 단점인 공간 재배치작업의 오버헤드는 재배치 메모리 풀을 사용함으로

써 해결하였다.

모니터 모듈은 운영 프로그램에서 핵심적인 역할을 수행하는 모듈로 신호처리 코어모듈

로부터 가공된 데이터를 전달받아 데이터베이스 모듈과 경고 모듈에서 사용가능한 데이터

형식으로 변환한다. 실시간성이 중요시되는 모니터의 특성을 고려하여 처리 지연의 최소 상

계를 설정하고 상계 이상의 지연발생시 내부적으로 지연상황을 기록한 후 다음 데이터의

처리를 수행한다. 그리고 모니터 모듈은 모듈간의 통신에 사용되는 메시지 큐에 가장 빈번

하게 접근하는 모듈이므로 가장 높은 큐 접근 우선순위를 가진다.

데이터베이스 모듈은 시스템 관리자에게 운영 및 상황정보를 제공하기 위하여 모니터 된

데이터를 저장하고 관리한다. 데이터베이스는 빈번한 파일 입출력이 발생하는 부분으로 입

출력 지연뿐만 아니라 심한 경우 프로그램을 block상태로 만들 수 있다. 이를 해결하기 위

- 85 -

하여 입출력 스레드를 따로 설계하여 독립적인 동작이 가능하도록 하였으며 임계치 이상의

데이터 입력이 요구될 시 성능을 향상시키기 위해 단일 데이터에 대한 독립 명령어를 수행

하지 않고 복수의 데이터에 대해 워크그룹을 구성하여 일괄적으로 데이터를 입력한다.

경고모듈은 모니터 모듈로부터 전달받은 데이터를 비정상 동작이 명시된 룰 체인과 비교

하여 일치하는 룰이 있다면 비정상적인 상황으로 인지하고 관련 데이터를 관리자에게 보고

한다. 경고모듈의 경고레벨은 여러 단계로 구성할 수 있으며 각 경고레벨에 대한 자동 제어

명령을 명시하여 자동으로 처리를 수행하게 할 수 있다.

모니터 인터페이스 모듈과, 레포트 모듈은 시스템 관리자가 필요한 여러가지 인터페이스

를 제공하는 모듈로 모니터링 상황을 확인할 수 있고 레포팅 기능을 이용하여 모니터된 데

이터의 보고서를 살펴 볼 수 있다.

제어관련 모듈은 제어 인터페이스, 액션, 제어 모듈이며 관리자가 제어 인터페이스를 통

하여 제어 명령을 지시하면 명령은 액션모듈에서 현재 상황과 제어 명령을 기록하고 제어

모듈로 전달한다. 제어 모듈은 명령을 가공하여 신호처리 코어모듈로 전달하는 역할을 수행

한다.

(1) 유저 인터페이스

프로그램에서 유저 인터페이스는 시스템 관리자가 프로그램의 기능을 원활하게 사용할

수 있도록 편리하게 설계되어야 한다. 따라서 FIMS의 운영프로그램은 관리자의 요구를 최

대한으로 수용하여 원활한 관리업무가 수행될 수 있도록 설계하였다.

Fig. 50 모듈로드 진행상태창

Fig. 50은 운영 프로그램 구동 시 모듈로딩을 확인할 수 있는 모듈로드 진행상태창이다. 관리

자는 모듈로드 진행상태창을 통하여 프로그램 구동에 필요한 모듈이 이상 없이 로딩되는지 확

인할 수 있다.

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1

2

3

4

Fig. 51 FIMS 운영 프로그램

Fig. 51은 운영 프로그램의 전체 인터페이스이다. 인터페이스는 도구 모음바(�), 모니터링

채널을 선택하고 채널 모니터뷰의 속성을 설정할 수 있는 도킹원도우(�), 전체 체널의 모니터

링 상황을 디스플레이하는 전체 모니터링뷰(�), 채널의 상세상황을 확인할 수 있는 채널 모니

터뷰()로 구성된다. 도구모음바는 컨트롤, 모니터링뷰, 레포트, 환경설정, 프로그램 종료 기

능을 하는 단축아이콘을 포함하고 있으며 아이콘을 클릭하여 빠르게 작업을 수행할 수 있다.

도킹윈도우는 디스플레이 프레임내에서 OnTop모드로 배치되어 항상 최상위에 표시되며 해당

채널을 클릭하여 채널 모니터뷰에 빠르게 접근하기 위하여 사용된다.

- 87 -

Fig. 52 전체 모니터링뷰

전체 모니터링 뷰는 채널 전체의 상황을 통합적으로 모니터링 하기 위하여 사용된다. 모

니터링 시작버튼을 누르면 전체 채널의 모니터링이 시작되며 모든 채널에서 측정된 압력이

선 그래프 형태로 출력된다. 그래프의 X축은 측정시간을 나타내고 Y축은 LPM(liter per

minute)을 나타낸다. 그래프의 표시모드는 일반모드와 누적모드로 나눌 수 있으며 일반모

드는 현재를 기점으로 하여 과거 일정기간동안의 압력을 출력하고 누적모드는 모니터링 시

작시점부터 현재까지 측정된 모든 압력을 출력한다. 모니터링을 수행하는 동안 오류가 발생

한 채널에 대해서는 오류 발생 시점부터 정상적인 상황과 다른 색상으로 그래프를 출력하

며 오류가 발생한 채널은 관리자가 설정한 색으로 표시된다. 전체 모니터링 뷰의 우측 상단

에는 채널 상태를 간략하게 표시해주는 채널상태창이 위치하고 있어 각 채널의 현재 상태

를 편리하게 확인할 수 있다. 채널 상태창에서 오류가 발생한 채널은 관리자가 설정한 색으

로 표시되며 오류의 레벨에 따라서 다르게 설정, 표시할 수 있는 기능을 가지고 있다.

- 88 -

Fig. 53 채널 모니터뷰

채널 모니터뷰는 채널에 대해 보다 상세한 정보를 확인하기 위하여 사용하는 창으로 평

균 LPM, 현재 LPM, LPM변동 정도, 측정된 최대값, 측정된 최소값, 오류 검출 범위, 오류

발생률, 채널의 압력 그래프를 확인할 수 있다. 오류 검출 범위와 채널 그래프의 범위는 설

정을 통하여 변경할 수 있다. 오류발생률은 채널의 측정이 시작된 시점부터 현재까지 모니

터링한 데이터중 오류에 해당하는 데이터 개수와 정상적인 데이터 개수의 비율로 표시하며

이를 통하여 채널의 동작 상태를 살펴볼 수 있다. 채널 그래프는 일반모드와 누적모드를 선

택할 수 있으며 그림 9는 누적모드를 선택한 화면이다. 그리고 채널에서 발생한 오류의 자

세한 정보가 필요하다면 로그보기 버튼을 클릭하여 Fig. 53에서와 같이 오류 발생시간과

측정된 값을 확인할 수 있다. 오류 로그는 파일출력, 화면 출력모드가 있으며 두 모드를 동

시에 사용할 수 있다.

- 89 -

Fig. 54 오류 로그

(2) 레포트

운영 프로그램에서 레포팅 기능을 이용하여 필요한 정보에 대한 보고서를 자동으로 작성

할 수 있다. 작성된 보고서에는 모든 채널에 대한 정보가 포함되어있으며 인쇄기능을 통하

여 WYSWYG방식으로 출력할 수 있는 편의를 제공한다. 보고서에 포함되는 각 양식은 단

일 객체로 설계하여 드레그&드롭을 통하여 쉽게 보고서에 추가, 삭제할 수 있는 장점을 가

지며 데이터베이스에 저장된 데이터를 기반으로 하여 정확한 보고서 생성한다.

보고서에 사용할 수 있는 양식은 채널별 오류 발생 횟수, 기간 내 오류 발생율, 기간내

LPM평균, 편차가 있다. 채널별 오류 발생 횟수는 지정 기간동안 발생한 오류 횟수를 막대

그래프로 표현한 것으로 채널별 오류 횟수를 나타내는 막대의 끝에는 정확한 오류 횟수를

확인할 수 있도록 발생횟수 표시하고 채널 색상은 임의적으로 설정할 수 있다. 기간 내 오

류 발생율은 지정 기간동안 발생한 오류 수와 정상적인 데이터 수를 비율로 나타내어 일목

요연하게 채널의 상태를 확인할 수 있으며 전체 채널모드와 단일 채널모드를 지원한다. 기

간 내 LPM 평균과 LPM 편차는 지정 기간동안 측정한 LPM의 평균과 편차를 막대그래프

로 표현하며 정확한 값을 막대그래프 끝에 표시한다.

현재는 채널별 오류 발생횟수, 기간 내 오류 발생율, 기간 내 LPM 평균, 기간 내 LPM

편차만 확인할 수 있지만 앞으로 추가적으로 더 많은 요구사항을 반영하고 지속적으로 업

데이트하여 다양한 보고서 항목을 제공할 예정이다.

- 90 -

Fig. 55 로그 분석 레포트

(3) 데이터베이스

MFC로부터 측정되어 프로그램으로 입력되는 데이터는 전체 또는 단일 채널 모니터뷰에

서 누적 그래프를 표시할 때와 보고서 작성 시 사용되므로 데이터베이스에 저장 및 보관하

여야 한다. 데이터베이스에 저장되는 데이터 수는 모니터링 채널 *모니터링 주기 * 동작시

간으로 계산할 수 있다. 본 프로그램에서 시스템의 기본 모니터링주기는 0.1로 설정되어있

으므로 모니터링 채널이 20개일 경우 1초당 200개, 1시간당 72만개를 처리하여야 한다.

데이터베이스에서 데이터의 입력은 파일 I/O작업이므로 주로 CPU를 이용하는 작업보다 더

많은 시간지연을 유발하는 작업이다. 또한 입력되는 데이터 수의 증가에 따라 요구되는 저

장 공간도 비례하여 증가하는 특징을 가지고 있다. 그러므로 데이터베이스에 시간당 72만

개의 데이터 입력은 많은 저장 공간을 요구하고, 데이터 조회의 성능을 저하시키기 때문에

데이터를 효율적으로 관리할 수 있는 기법이 필요하다. FIMS에서는 효율적인 데이터 관리

기법을 위하여 2가지 기법을 사용한다.

(가) 변경값 감지 기법

변경값 감지 기법은 실시간으로 입력되는 데이터를 전부 기록하지 않고 데이터 값의 변

경이 일어나는 순간 값을 기록하는 방식이다. 유체 측정 시스템에서 유체압은 특수한 환경

을 제외하고 대체적으로 일정한 압력을 유지한다. 그러므로 동일하게 입력되는 값은 무시하

고 변경이 있는 값만을 기록하여 데이터베이스의 잦은 입출력으로 유발되는 성능저하를 해

결할 수 있다.

변경값 감지 기법을 이용하면 데이터베이스에 기록되는 데이터 수(N)는 다음과 같다. 식

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1에서 NCH는 모니터링 채널 수, T는 동작 시간(초), PN는 모니터링 주기, PV는 모니터링

된 데이터의 평균 변경주기이다.

×

(식 1)

위 식에서 PV는 평균값이므로 N의 정확한 값을 계산할 수는 없지만 근사치를 계산할 수

있으므로 식 1은 성능평가의 척도로 사용할 수 있다. 식 1을 통하여 변경값 감지기법 사용

시에는 그렇지 않을 때에 비해 데이터베이스에 저장할 데이터 수가 PN/PV로 줄어든다.

변경값 감지 기법은 입력 데이터의 변경주기가 짧으면 PN/PV의 값이 증가로 인하여 데

이터베이스에 입력될 데이터의 수가 증가하기 때문에 성능향상이 미미하지만 주기가 길어

질수록 데이터의 수가 적어지므로 높은 성능향상을 이룰 수 있다.

(나) 변경범위 감지 기법

변경범위 감지기법은 변경값 감지기법과 기본적으로 유사하나 데이터 저장을 허용오차

범위에 기반하여 수행한다. 변경값 감지기법은 데이터 변경이 발생하면 데이터를 저장하는

방식이다. 만약 데이터 변경주기가 짧고 데이터 변동폭이 허용오차 내에 있는 상황을 가정

한다면 허용오차 내에서 변경되는 데이터는 오류 검사에 아무런 영향을 주지 않으므로 새

로운 변경값으로 처리할 필요가 없다. 그러나 변경값 감지기법에서는 데이터 변경이 발생할

시에 데이터를 저장하므로 허용오차 내에서 변경되는 데이터도 저장된다. 따라서 변경범위

감지기법은 변경값 감지기법의 이러한 문제를 해결하기 위하여 데이터 변경폭을 검사하고

변동폭이 허용오차 내에 있으면 저장하지 않는다.

T초동안에 데이터 변동이 허용오차내에 있을 확률을 PT라고 하면 데이터베이스에 저장

되는 데이터 수의 근사값(N)은 다음 식과 같다.

×

(식 2)

변경범위 감지 기법은 최악의 경우(PT=0)에도 변경값 감지기법의 성능을 보장한다. 그

러나 허용오차 범위내의 변경데이터를 저장하지 않으므로 보고서 작성 시 정확한 데이터

값을 사용할 수 없다는 단점이 있다. 따라서 변경값 감지 기법과 변경범위 감지기법은 데이

터 정확도와 데이터베이스 오버헤드의 trade-off관계에 있으며 상황에 따라 선택적으로 사

용하여야한다.

- 92 -

① 가스공급 시스템 구성

Fig. 56. 가스 및 유틸리티 시스템 개략도

그림56. 가스 및 유틸리티 시스템 개략도>는 가스 및 유틸리티 공급을 하는 Gas Cabinet,

MFC, MFC 제어 Computer를 나타내는 그림이다. 세부 사항에 대해서는 다음과 같이 분류

하여 나타낸다.

가. 가스 공급 시스템 개요

Gas Cabinet은 Source 가스의 고압 또는 저압 상태를 공정상 필요로 하는 압력으로 조절하

고 미세한 먼지의 발생 억제 및 제거와 누설을 방지하여 내, 외부의 가스 오염원을 차단하면서

고 청정도의 가스를 안전하게 공급시켜 주는 시스템 제어 장치이다.

Gas Cabinet은 형태 및 위험 정도에 따라 Box Type과 Rack Type으로 구분되며, 현재 사용

- 93 -

하고 있는 Box Type은 위험 Gas (가연성, 자연 발화성, 부식성, 유독성)의 누출 및 가스 폭

발을 방지하기 위하여 Gas Manifold에 Door를 가진 Type이다.

나. 가스 공급 시스템 설명

가스 공급 장치는 가스 실린더로부터 공급받은 가스를 Valve Manifold를 이용하여 제어, 감시

및 분배하는 기능을 갖고 있다.

(1) 가스 공급 시스템 구성

Fig 57. 가스 공급 장치 외관부

가스 공급 장치는 외관부(외함)와 배관부(Manifold) 그리고 제어부 (Controller)로 구성되어

있다.

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(2) 가스 공급 시스템 배관부

Fig 58 가스 공급 시스템 배관부

그림 58 가스 공급 시스템 배관부는 각종 밸브, 센서, Regulator로 구성되어 있으며, 가스 공

급 전, 후 이상 유무를 파악 할 수 있고, 문제가 생겼을 때는 자동으로 모든 기능이 Close 된

다.

(3) 가스 공급 시스템 제어부

Fig. 59 가스 공급 시스템 Controller Box

가스 공급 시스템 제어 장치는 높은 신뢰성을 가지며, 안전하고 사용하기 쉽고, 유지 보수 및

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동작시키기에 쉽도록 설계되어 있다.

(4) 가스 공급 시스템 특성

Safety & Security를 위한 password 기능과 자동 Gas Delivery, Manifold Purge 및

Leak Check, Touch Screen 채택으로 Human Error를 최소화한 안정성을 가지고 있다. 편

리성으로는 Touch Screen 사용으로 조작이 용이하며, 압력 센서(P.T)에 의한 압력의 Digital

Display 및 가스 압력 잔량이 검출된다.

또한 이상 발생 추적을 위한 알람 이력기능과 사용환경 및 가스에 따른 설정 값 변경이 가능

하다.

(5) 가스 공급 시스템 외형도

Fig. 60 가스 공급 시스템 외형도 & 치수

- 96 -

(6) 가스 공급 시스템 배관 연결도

Fig. 61 가스 공급 시스템 배관 연결도

(7) 가스 공급 시스템 Process Line

Process Line 표준 연결 사양은 지름이 1/4" 또는 1/2"을 가진 단일 Process Outlet Tube

로 설계되어 있으며, Coaxial Jacket Tube가 Process Line과 연결되게 된다. Coaxial

Jacket Tube의 경우 Coaxial Jacket Process Outlet 끝단에는 압력 스위치가 장착되어 있

고, Process 배관과 Coaxial Jacket 사이의 공간에는 진공 상태이거나 Inert Gas 압력보다

낮은

상태를 유지하고 있다. 압력 변화는 Coaxial Jacket에 있는 압력 스위치에 의해 감지되고 이

압력의 변화가 중앙 통제 시스템이나 가스 공급 장치에 전달되어 자동으로 시스템의 작동을

중단하고 Process 배관 고장에 관한 경고를 한다. Coaxial Jacket Tube의 연결은 가스 공급

장치 내부의 Process Line은 단일 배관이고 외부의 2차 배관은 2중 배관으로 되어 있다.

(8) 가스 공급 시스템 Purge Line

Purge Line은 가스 공급 장치 외부로부터 별도로 N2를 공급 받아 Cabinet에 지정된 Purge

Source에만 연결 된다. 실린더 Purge시 요구되는 압력은 75∼95 psig이며 외부 Purge

Source에 연결되므로 초과 압력에 대한 보호 조치가 별도로 요구되지 않는다.

(9) 가스 공급 시스템 G-N2 Line

G-N2 Line은 Pumping Line이 Process Gas Line내에 남아 있는 잔류 Gas를 배기시키기

위하여 필요하다. 그 배기는 가스에 적합한 Scrubber에 Pumping Line이 직접 연결되어야 하

며 Process 가스는 가스 Manifold가 Process 가스 실린더 제거에 앞서 Purge될 때,

"Pre-Purge" 주기 동안 Pumping Line에 유입된다. Pumping Line에 유입된 Gas는 Line에

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연결되어 있는 진공 Pump에 의해 강제로 Vent 될 실 가스를 Scrubber로 보내는 역할을 한

다.

(10) 가스 공급 시스템 Exhaust

Exhaust 조건이 만족하기 위해서는 사용자에 노출되지 않도록 평균 1m/s(200fpm) 이상의

풍속이 요구되며, 어느 지점이든 평균적으로 최소 0.75m/s(150fpm) 이상의 풍속이 요구된다.

또한 가스가 Cabinet에서 새지 않도록 최소 공기 Volume이 Cabinet을 통해 흘러야 한다.

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2. 유틸리티 공급 시스템

가. MFC 공급 장치

(1) MFC 장치

Fig. 62 MFC(유량조정장치)

유량조정장치 MFC는 열량형 조정장치의 일종으로 거의 모든 가스를 사용 할 수 있어 반도

체 공정에 많이 사용된다. 현재 사용하는 Gas는 N2, Air, O2, CH4, SF6, CF4, NF3, SiH4,

NH3, H2, HCl, CL2, BCL3, NO, SO2, SiF4 등을 사용하며, <그림 62>에 나온 4개 모델을

유량, 가스 별 사용하고 있다. 특징으로는 정확도가 높고 응답속도가 빠르며, 주 재질이

Stainless steel로 내부식성이 뛰어나며, 활성가스 및 가연성 가스 등 대부분의 기체를 측정

및 조절할 수 있다. 이외에 교정된 유체 외에도 변환계수를 이용하면 다른 유체에도 적용하여

측정이 가능하다.

(2) MFC 작동 원리

Fig. 63 MFC 구성도

- 99 -

전체적인 구성으로는 센서, 바이패스, 메인 유량 경로, 회로보드, 제어밸브, PID제어 회로로

구성되어 있다. 그림 63에서 보는 바와 같이 유량계의 사용범위를 넓히고, 센서의

응답특성을 좋게 하기 위해, 유입된 가스는 바이패스를 통과하는 부분과 메인 유량 경로를

통과하는 부분으로 나뉜다. 바이패스를 통과하는 가스의 질량 유량과, 메인 유량 경로를

통과하는 질량 유량의 비는 일정하도록 설계되므로, 바이패스를 통과하는 유량의 질량

유량만을 측정하면, 전체 흘러간 유량을 측정할 수 있다.

나. MFC 제어 장치

(1) MFC 제어 장치 구성

Fig. 64 MFC 제어 장치 구성도

그림 64. MFC 제어 장치 구성도>는 Computer program을 제작하여, Computer에서

보내주는 신호를 Module box에서 받아 MFC로 전달해주며, 다시 MFC에서 Module box를

거쳐 Computer에서 신호를 받아 Display를 해주는 방식으로 구성되어 있다.

(2) MFC 제어용 COMPUTER

MFC 제어용 COMPUTER는 아진엑스텍 Carrier Board를 작동 할 수 있는 Intel 기반의

사양을 선정하게 되었다.

- 100 -

항목 BPFRForm Factor PCI Full size, PCI Half sizeConformance PCI Local Bus Spec. Rec.2.1(32bit/33MHz)

Data Bus Width 32 bit data 모드Interrupt 자동 설정Local bus Local bus slot * 4

Front panel I/O 2Port 68pin Champ connector * 2Power requirements 5V, ±12V

Status LEDs 전원부 5개와 SUB1, 2, 3, 4 상태 확인소비전류 Max 3A at 5V

동작 온도 범위 0 ~ 60℃기타 외부 커넷터 핀 당 최대 입출력 전류 150mA

(3) Carrier Board

Fig. 65 아진 엑스텍 BPFR Carrier Board

Carrier Board는 Full Size 2개, Half Size 1개로 구성되며, 입력 Module 5개, 출력

Module 5개씩 포함되어 총 20개 MFC 제어가 가능하다.

� AnyBus Series 제품군은 ISA Bus, PCI Bus를 지원하는 모듈 캐리어 보드이다.

AnyBus 모델 중 BPFR, BPHR 보드는 기본형 캐리어 보드로서 각각 PCI full size, PCI

half size 규격을 지원하는 제품이다.

� AnyBus 시리즈 베이스 보드에 AnyPack 모듈 제품을 조합하여 PC기반의 간단한 기계 부

제어에서부터 FA, 반도체, LED, LCD 등의 전·후 공정, 가공기, WTR, LTR에

이르기까지 넓은 범위에서 사용할 수 있다.

� 특징

Table 38. BPFR 사양

BPFR 기본형 베이스 보드는 PCI Local Bus Rev. 2.1을 지원하는 보드이며, 전체 4개의

SUB슬롯을 가지고 있다. 각 슬롯에는 AnyPack 모듈을 장착할 수 있다.

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다. MFC 제어 Program

(1) Program 개발 목적

MFC Control 함에 있어 실시간 Data Recording 및 동시 연속 사용을

가능하게 하기 위한 목적이 있음.

Table 39. 기존 Controller 제어 방법과 Program을 이용한 제어 방법 비교

(2). Program 구성

(가) Flow

현재 유량 표시 및 Channel 별 Gas Open, Close 및 시간, 유량 제어를 할 수 있는 화면

(나) Graph

Channel 별 실시간으로 Graph가 표시 되며, Graph 및 Excel file을 Data Recording 할 수

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있는 화면

(다) Test

: MFC 작동이 정확이 되는지 확인 할 수 있는 Test 하는 화면

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(라) Setting

: Channel 별 MFC Range에 맞게 Setting을 할 수 있는 화면

(마) History

MFC 작동 시 Error 부분을 확인 할 수 있으며, Excel file로 Data를 저장 할 수 있는 화면

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2. 5,000lpm급 시제품 제작 및 보완, 성능 평가

가. 성능평가 방법

(1) 샘플링 측정기기 및 방법

� 본 연구에 적용된 가스는 NO, SO2, HCl으로써 각 가스별로 샘플하는 방법과 측정하는 장

비에 차이가 있다. 먼저 연속적으로 흐름이 있는 가스상 물질을 측정하기 위하여 연소가스

분석기(TESTO 350XL-1, Germany)를 샘플링 포인트에 직접적으로 연결을 하여 측정하

였다.

� 또한 HCl은 좀더 정확한 측정값을 확인하기 위하여 FT-IR(i4001, Midac)을 이용하여 1

차 측정을 실시하였고, 알루미늄 포집백에 포집한 HCl 가스를 200 mL의 증류수에 포집하

여 IC(Ion Chromatography, Metrohm, USA)를 이용하여 측정하였다.

Fig. 66 가스상 측정에 사용된 연속가스 분석기와 FT-IR

� FT-IR은 반도체 가스 등 부식성 가스의 정량 정성 분석을 위하여 사용되며, 연소시 발생

되는 유해가스의 분석에 주로 사용된다.

� 연소가스 분석기는 O2, CO, CO2, NO, NO2, SO2 등의 물질에 대한 센서가 장착되어 있으

며, 본 연구에서 사용된 가스 중 NO와 SO2의 측정을 위하여 사용되었다.

(2) 압력 및 온도 측정

� 압력과 온도의 측정은 DAQ Board에 연결된 K Type 온도계와 S-10 압력계를 이용하였

다. K Type 온도계는 막대형태로 생긴 FLUKE사의 제품으로, 영하 100℃에서 영상

1200℃까지 측정이 가능하며 ±0.5℃의 분석한계를 갖는다. 또한 S-10압력계는

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Fig. 67 온도 및 압력 측정용 DAQ Board와 S 10 압력측정기

� 각 측정관련 기기와 모델, 분석능력과 한계에 대해서 다음 표에 표시하였다.

Table 23. 본 연구의 측정에 사용된 계측기기

계측기명 제조회사 Model 분석능력 분석한계

FT-IR (Single) Midac i4001측정치의

1%HCl 100~5000ppm

DAQ BoardGANTN

ER- "+- 0.5℃"

온도계 : K

Type(-100℃~1200℃)

압력계 : S-10

(-500~500mbar)

Gas Detector테스토

코리아

TESOTO

350XL-1

CO("+-5%

")

NO("+-5%

")

NO2("+-5

%")

SO2(0~5,000ppm)

NO(0~3000ppm)

NO2(0~500ppm)

Thermo meter FLUKE - "+- 0.5℃" K Type( -100℃~1200℃)

(3) 도면 및 제작

본 시제품 제작에서는 lab. TEST에 따른 powder 영향이 없어 powder trap은 제외하고

제작하였다. 실제 반응기인 Reactor는 장비의 size를 1차년도 4,000lpm 이상에서 residence

time이 짧아져 효율이 감소한 것을 기반으로 다시 설계하였다. Residence time 증가를 위해

장치를 scale-up하였다. Fig. 66에서 보는 것과 마찬가지로 본 시제품은 1,520mm X

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<Top view_도면>

<Side view_도면>

<Reactor 제작 사진> <Front view_도면>

1,426mm X 1,988mm로 제작하였다. Reactor 내부 발열 및 열교환에 의한 최적 조건 도출

을 위해 pilot 장비보다 높이가 50mm이상 확장되었으며, 이는 이론적 계산을 바탕으로 한다.

Fig. 68 Reactor 제작 사진 및 설계도면

Fig. 69 단열재 molding 제작 도면

뿐만 아니라 고온의 영역대에서 많은 양의 waste gas를 처리해야하는 장비임을 감안하여

외부발열로 인한 열손실을 최소화하기 위해, 기존 장비와는 다른 방식의 내화제 molding 작업

을 적용하였다. 기존에는 두꺼운 내화제를 사용한 2단 molding 작업으로 하였지만, 단열효과

가 좋은 4단 내화제 구조를 적용하여 molding 처리하였다. 이를 바탕으로 고온에서도 외부 온

도 표면온도를 50℃이하로 유지 할 수 있었다.

한편, 장치가 scale-up 되면서 생성된 by-products 가스의 양 또한 증가하였다. 이를

- 107 -

<Wet tower 제작 사진>

<Top view>

<Side view>

Fig. 70 Wet tower 시제품 사진 및 도면

<Bottom view_도면> <Front view_도면>

해결하기 위해 wet scrubber의 장치 또한 scale-up 하였다. quencher 부분은 full cone

type의 노즐을 삽입하였으며, 이는 고온의 가스가 wet scrubber로 유입될 때 흡열하는 역할

과 초기 미세파우더 및 수용성가스를 처리하는 역할을 담당한다. 기존 scrubber는 2단

cooling zone 적용 장비인 것에 반해 5,000lpm급 wet scrubber는 새로운 4단 cooling zone

을 가지고 있다. 대용량 스크러버 후단에 설치 시 그 효과가 배가 된다. 전체는 아크릴로 제작

되었으며, 고압 circulation pump에서 PCW를 circulation하여 18개의 full cone nozzle에서

cooling 시켜준다. 더하여 미세파우더를 제거하기 위해 400mm 두께로 polling을 쌓아 미세파

우더를 제거한다. 장치의 후단에는 수분 mist의 배출을 최소화하기 위해 demister를 300mm

로 쌓아 배출량을 최소화 하였다.

- 108 -

Fig. 71 Schematic of Tube furnace test

(4) 모사가스 실험

시제품을 제작하여 PFCs 가스 처리를 위한 실험을 실시하였다. 각 PFCs 가스별 처리효율

은 (나)항에서 자세히 기술하기로 한다. (가)항에서는 1차 CF4 test에서 발견된 낮은 처리효

율을 높이기 위한 기초테스트를 기술한다.

(가) CF4 Tube furnace TEST

1차 test시 처리효율은 약 50%의 처리효율을 얻을 수 있어지만 더 높은 처리효율을 얻기

위해 촉매를 이용한 기초실험을 실시하여 2차 CF4 test 시 적용하기로 하였다.

CF4는 열분해로만 분해가 어려워 Reactor Test에 앞서 Tube furnace를 이용한 선행 연

구를 하였다. Fig. 70에 나와 있는 실험 장치를 고안하여 기초 테스트를 진행하였다. 내부 촉

매제는 주성분이 Al2O3 75몰%이상, 직경 3mm, 길이 5~15mm크기이다. 테스트시 전체 충

진 밀도는 0.83g/ml, 공간속도는 2,028h-1 이다. 그 결과 550℃에서부터 급격히 처리효율

이 증가하다 온도가 700℃ 됐을 때 99%의 효율을 얻을 수 있었다.

- 109 -

Fig. 73 모사가스 실험 장치 flowchart

Fig. 72 온도에 따른 CF4 처리효율

(나) PFCs 모사가스 실험

Fig. 71에서와 같이 모사가스 실험 장치를 구상하였다. 아래 표에 나와 있듯이 전체 처리

가스 유량은 1,000~5,000lpm, Inlet PFCs 가스의 농도는 1,000ppm으로 고정하여

Laboratory에서 모사가스 실험을 진행하였다. 온도조건은 이전 1차년도 pilot test에서 효과가

점증되었던 1,300℃로 온도를 고정하였다. 효율측정을 위해 FT-IR(MIDAC I4001 with

10cm cell)을 사용하여 반응기 inlet과 outlet 농도를 측정하였다. 온도는 R-type

- 110 -

측정위치 측정 값

Reactor(Uniform zone) 1,290~1325℃

Heater box 120℃

Pressurein -50 mmAq(고정-수동제어)

out -100mmAq --> -140mmAq

운전시간 10시간 연속운전

thermocouple을 사용하여 Data Aquisition Board에 저장하였으며, 컴퓨터를 이용하여 실시

간 monitoring Fig. 72에 나타내었다.

Fig. 74 연속운전에 따른 온도 및 압력변화 data

① SF6 처리효율

- 111 -

inlet Results(ppm)

N2

(lpm)

SF6

(lpm)

SF6

(ppm)

SF6

DRE(%)

SO2 NO NO2 HF

1,000 1 10 99 10 0 0 0

2,000 2 19 98 0 0 0 0

3,000 3 31 97 20 0 0 0

4,000 4 20 98 0 0 0 0

5,000 5 31 97 10 0 0 0

inlet Results

N2

(lpm)

NF3

(lpm)

NF3

(ppm)

NF3

DRE(%)

SO2 NO NO2 HF

1,000 1 5 99 0 800 0 0

2,000 2 0 99 0 1,520 0 0

3,000 3 0 99 0 2,211 0 0

4,000 4 0 99 0 2,988 0 0

5,000 5 0 99 0 3,860 0 0

② NF3 처리효율

- 112 -

inlet Results

N2

(lpm)

CF4

(lpm)

CF4

(ppm)

CF4

DRE(%)

SO2 NO NO2 HF

1,000 1 73 93 0 0 0 0

2,000 2 94 91 0 0 0 0

3,000 3 87 91 0 0 0 0

4,000 4 104 90 0 0 0 0

5,000 5 102 90 0 0 0 0

③ CF4 처리효율

위 결과에서 확인 할 수 있듯이 1,300℃조건에서는 반응기의 enthalpy에 의해 target

gases가 목표효율을 달성함을 확인하였다. SF6 처리에 따른 부산물로 SO2가 발생하나 wet

scrubbing 되어 exhaust로 20ppm 이하로 배출되었다. HF는 FT-IR의 wave number가

(3,800 ~ 4,200-cm)로 수분 영역과 겹쳐 판가름 할 수 없었으나, 가스 검지관(section

tube)을 통하여 확인한 결과 발생하지 않았다. 하지만 상대적으로 낮은 온도에서 열분해가 가

능한 NF3의 경우는 by-products의 발생이 켰다. NF3는 1,300℃에서 99%이상의 처리 효율

을 나타내지만, NO가 다량 발생한다는 것을 확인 하였다. 이것은 target gas 인 NF3가 fuel

NOx 생성 source로 작용하였기 때문이며, 이는 차후 연구가 더 필요한 부분이기도 하다.

PFCs 처리 연구에 관한 선행 문헌들에 나와 있듯이 CF4는 가장 분해처리하기 어려운 가

스이다. 일반적으로 1,600℃이상에서 열분해가 가능하기 때문에 이를 처리하기위해서는 많은

양의 에너지가 소모된다. 이는 현실적으로 CF4 열분해가 어렵다는 것을 의미한다. 본 연구에

서는 이러한 문제점을 해결하기 위해 촉매를 이용한 CF4 분해 처리효율 방안을 제안하여 목

표처리효율 90%를 달성하였다. 촉매제는 Tube furnace를 통한 기초 테스트를 바탕으로 70

0℃에서 99%분해가 가능하다는 선행연구를 바탕으로 축열재 내부온도가 700℃ 인 Reaction

zone으로부터 400mm 높이에 촉매제 kit 제작 삽입하여 test를 진행하였다.

- 113 -

<조치 전> <조치 후>

(5) 문제점 도출 및 적용

(가) outlet 온도 상승 및 효율 저하

1차년도 중간보고서 기술하였듯이 유량이 증가함에 따라 처리효율이 낮아지는 경향을 보

였다. 뿐만 아니라 시간이 지날수록 outlet 온도가 상승하는 결과가 얻었다. 이론적인 설계 기

준을 바탕으로 제작된 reactor에서 설계치보다 높은 온도 상승은 몇 가지 문제점이 있다는 것

을 의미한다. 여러 변수를 확인한 결과, 분석 장치 및 system 운영에 관련된 문제점은 찾을

수 없어, 장치 구성상의 문제점을 파헤쳐 보았다.

Fig. 75 축열재와 단열재 사이 leak sealing

그 결과 문제점은 축열재와 내화제 사이 공간으로 미반응 가스가 배출되는 것이 원인이었

다. 그로인해 열교환이 되지 않아 outlet 온도 상승 및 효율저하를 가져왔다. Fig. 73에서와

같이 glass wool을 사용하여 sealing 후 동일한 조건에서 테스트를 다시 진행하였다. 아래 참

고사항에서 보듯이 leak point를 제거 후 PFCs의 처리효율이 급격히 상승함을 알 수 있다. 본

테스트에서는 이와 더불어 outlet으로 배출되는 온도 또한 감소(250℃ --> 150℃)하여

3way valve에 미치는 데미지를 최소화하는 효과를 보았다.

참고 사항

가. SF6 처리효율

구분

Inlet

ConcentrationOutlet Concentration DRE

SF6 (ppm)SF6

(ppm)

CO2

(ppm)

SO2

(ppm)

HF

(ppm)

SF6

(%)

수정 전 3,000 590 4,500 1,800 0 80.3

수정 후 3,000 70 6,000 2,200 0 97.7

- 114 -

- Sealing 전Inlet

Outlet

- Sealing 후 Inlet

Outlet

- 115 -

- Sealing 전Inlet

Outlet

- Sealing 후Inlet

Outlet

나. NF3 처리효율

구분

Inlet

ConcentrationOutlet Concentration DRE

NF3 (ppm)NF3

(ppm)

CO2

(ppm)

NOx

(ppm)

HF

(ppm)

NF3

(%)

수정 전 3,000 220 7,200 0 0 92.7

수정 후 3,000 60 7,300 0 0 98.0

- 116 -

- Sealing 전Inlet

Outlet

다. CF4 처리효율

구분

Inlet

ConcentrationOutlet Concentration DRE

CF4 (ppm)CF4

(ppm)

CO2

(ppm)

NOx

(ppm)

HF

(ppm)

CF4

(%)

수정 전 3.100 980 7,000 0 0 68.4

수정 후 3,070 310 7,200 0 0 90.0

- 117 -

- Sealing 후Inlet

Outlet

또한 더불어 additive gas로 메탄을 사용하여 반응 메카니즘을 변경할 수 있는 방안을

고안하였다.

2SF6 + 3CH4 + 5O2 --> 2SO2 + 3CO2 + 12HF -------- 식(1)

식 (1)에서 보듯이 충분한 양의 산소와 메탄이 반응하여 SF6를 제거할 수 있는 반응식으

로, 이는 F2에 의한 Al2O3 성분의 축열재 식각을 방지할 수 있는 효과도 있는 것으로 나타났

다. 하지만 메탄과 산소의 발열반응에 의해 내부 축열재의 온도가 상승하는 문제점 또한 부각

되어 이를 처리하기 위한 방안은 더 연구가 필요할 것으로 사료된다.

(6) 보안 및 개선

단기운전에 따른 문제점은 거의 발생하지 않아 연속운전을 실시하였다. 이 때 예기치 못한

여러 변수들에 의해 몇 가지 문제점이 부각되어 이를 보안 개선하는 작업을 실시하였다.

(가) Powder Trap 부식

inlet 부분에서 넘어오는 미세 파우더를 잡기 우해 설치한 powder trap에 몇가지 문제점이 발

생하였다. 예상하지 못했던 미세 수분에 의한 stain less steel 부식이 가장 큰 문제점 이었다.

그림 72는 부식에 의한 powder 문제를 해결하고자 FRP 재질의 powder trap을 설치한 것이

다.

- 118 -

Fig. 76 Powder trap 부식문제 발생 및 desing 변경

앞서 설명하였듯이, 가장 크게 바뀐 부분은 재질이다. 그리고 미세부분의 응결에 의한 유량

을 확인하고자 수분양 간접확인을 위한 lever check tube를 설치하였다.

(나) Powder 고착

Reactor 운전 중 발생되는 여러 문제 중 가장 큰 문제는 Reactor 내부의 powder 고착

문제이다. 다음 Fig. 75은 Reactor 각 부분에서 채취한 powder를 XRF, EDS 분석한 결과를

나타낸 것이다.

분석결과에서 보듯이 SUS 304 성분의 금속 성분이 주를 이루고 있다. 이러한 문제를 해

결하기 위해 SUS 보다는 조금 더 부식에 강한 FRP 성분을 사용하여 reactor 상판 및 3way

valve와 연결되는 배관을 제작하였다.

- 119 -

<시료 샘플 위치및 사진 >

<시료 샘플 분석결과>

<3 way valve>

- 120 -

<Exhaust pipe>

<상판 throat>

- 121 -

Reator L_out Reactor R_out Wet in

<타공판>

Fig. 77 Reactor 부위별 시료 XRF, EDS 분석 결과

또한 Reactor에서 분해된 F2 및 SO2가 미량의 수분과 반응하여 HF, H2SO3 형태의 수

용액으로 상 변화가 일어나면서 배관에 고착되는 것을 확인할 수 있다. 이것은 inlet으로부터

넘어오는 미량의 수분에 의한 것으로 inlet 배관보다는 reactor outlet 배관에 더 많이 발생하

였다.

Fig. 78 Reactor Outlet 배관 pipe 부식

뿐만 아니라, 여러차례 실험을 진행해본 결과 SiO2에 의한 reactor 내부의 powder 막힘 현상

이 발생하는 것을 알수 있었다. 이것 또한 XRF 분석결과를 통해서 확인 할수 있었다. 본 각

단에서 Si 계열의 powder가 다량 발생함을 확인할수 있다. 이것은 반도체 공정에서 발생하는

SiF4의 가수분해에 의해 발생하는 것으로 생각하면 이를 해결하기 위해 Reactor 전단에 SiF4

처리 system을 설치하여야 할것으로 판단된다.

- 122 -

<Reactor 내부 Powder 고착 현상>

<XRF 분석결과>

Fig. 79 Reactor 내부 고착 powder 분석

하지만 SiO2 powder는 그림 XX와 같은 Chemical Reaction에 의해 생성되는 것으로 판단

된다. 하지만 오른쪽의 Gibbs Free energy값을 보면 positive value를 가지는 것을 확인 할

수 있다. 이것은 비자발적인 반응으로 본 연구에서 목표로 하고 있는 1300℃(1600K)의 고온

에서도 반응이 일어나기가 어렵다는 것을 의미한다. 파우더의 생성원인으로 주목되었던 히터

박스의 cooling air에 의한 영향은 미미한 것으로 판단되며, Gibbs free energy 값을 확인한

결과 미량의 수분에 의한 반응이 possible Reaction으로 사료된다.

그래서 powder trap의 역할이 더 중요해 졌으며, 2단 형식에서 3단 성형 eliminator를 설

치한 방식으로 문제점을 보완하였다.

- 123 -

<SiF4 Chemical Reaction> <SiF4 Gibbs free energy>

Fig. 80 SiF4 화학 반응 메카니즘

- 124 -

(다) 부식 문제

기존 TEST 시 사용하였던 wet tower는 고용량 사용 시 여러 가지 문제점이 발생하였

다. 두번째로 대용량 부식가스 발생에 의한 wet tank 부식문제이다. 다음 식 (2)에 따른 산성

용액 발생으로 wet tank가 부식되었다. 이로 인해, 산성가스 누출 및 wet tank에 담겨있는 폐

수가 외부로 누출되었다.

SF6 + O2 --> SO2 + 3F2 -------- 식(2)

F2 + H2O --> HF + H2O -------- 식(3)

SO2 + H2O --> H2SO3 -------- 식(4)

<기존 wet tower> <보안된 wet tower>

Fig. 81 Wet scrubber 문제점 보완 전 후

이러한 문제점 발생으로 SUS 304 재질의 Wet tank 대신에 PVC 재질의 wet scrubber

를 제작하였다. 또한 장치의 scale 확장으로 인하여 고온의 배기가스를 cooling 할 수 있는 공

간을 확보 하였다.

(라) Heater box 관련

히터 박스는 cooling을 위해 Air 160 lpm을 사용한다. 이는 SiC히터의 표면에 이산화규

소 막을 형성하여 산 가스등으로부터 히터를 보호하는 역할을 한다. 하지만 주입된 air가 히터

의 전력공급을 위해 사용하는 동볼트 부식이 발생시켰다. 이를 해결하기위해 동볼트의 규격 및

코팅 재질을 변경하였다.

- 125 -

구분 변경 전 변경 후

동볼트 규격 8 mm 10 mm

코팅 재질 Ag Ni

<초기> <52일 후> <59일 후>a. Ag 코팅 동볼트 시간에 따른 부식 정도

<초기> <52일 후> <59일 후>b. Ni 코팅 동볼트 시간에 따른 부식 정도

Fig. 92 동볼트 부식 방지를 위한 코팅 적용

Table 40. Heater box 동 볼트 재질 및 코팅 변경

이러한 문제점을 보안 개선하여 실시간 운전을 통하여 다음과 같은 에너지 saving 효과를

얻을 수 있었다. normal 운전 시 25kW의 전력으로 system이 운전되어 에너지저감효율을

75%를 달성할 수 있었다.

(마) 효율저하

연속운전을 진행하였을 시 다음과 같이 SF6 처리효율이 감소하는 것을 확인할수 있었다. 다

음 그림 XX에서 원인과 효율 저하에 대해 정리해 보았다.

- 126 -

Fig. 83 SF6 처리효율 감소 원인

위 그림에서 확인할 수 있듯이 샘플링 채취 위치에 따라 문제가 발생한 부분을 찾고자 하였다.

A위치에서 확인한 결과 첫 실험에서는 95.7%이었고, B 위치에서 확인한 결과 94.3%를 확인

할수 있었다. 하지만 시간이 지나고 난 후 효율이 56.3%로 감소하였다. B위치에서 확인한 결

과 99%의 결과를 얻을 수 있었다. 이것은 반응기 자체의 효율은 이상이 없음을 반증하는 결

과이다. 본 실험 결과로 3 way valve에서 문제가 발생함을 확인할수 있었다.

장비를 분해하여 3way valve의 내부를 확인 한 결과 다음 그림과 같이 ball부위와 body 부

분의 미세한 이격이 있음을 확인 할수 있었다. 본 장비는 앞서 설명하였듯이 음압장비이다. 장

비의 특성상 inlet으로 유입되어 reactor를 거쳐 분해한 후 outlet으로 배출되어야 하는 처리

가스가 leak에 의해 by-pass가 되어 전체 outlet 농도가 높게 나왔을 것으로 판단된다.

3 way valve의 부식에 의한 영향으로 판단되어 부식을 최소화 할수 있는 HP coating과

SMC coating을 적용하였다.

- 127 -

Fig. 84 3way valve 부식 위치

HP coating은 수증기및 산소에 대한 발수성 및 여러가스에 대한 내 약품성이 뛰어나다. 뿐

만 아니라 방식 방청성능이 뛰어나 표면 반응을 억제하는 장점을 가지고 있다. 이것이 3way

valve HP 코팅의 가장 큰 이점으로 작용하였다. 그리고 반응기 후단에서 나오는 고운의 열에

강한 내열성(800℃) 및 내부식성을 가지고 있다.

Fig. 85 HP Coating Process

- 128 -

SMC Coating은 다음과 같은 특징을 가지고 있다.

Fig. 86 SMC Coating의 특징

또한, 연속 장기 운전시 inlet에서 넘어오는 미량의 수분은 여러 가지 문제를 야기시켰다. 다

음과 같은 문제도 발생된 여러 문제 중 하나로, Reactor 내부에서 발생하여 효율을 저하시키

는 원인으로 작용하였다. Reactor 상부에 in/out을 구별 짓는 내부 sealing 부분이 파손되어

inlet의 미처리 가스가 outlet으로 바로 by-pass되어 효율이 저하되었다. 이러한 문제를 해결

하기 위해 장치를 modify 하여 sealing 부분이 부식되지 않도록 조치하였다.

- 129 -

<sealing 부분 문제 발생>

<sealing 해결 방안 및 적용>

Fig. 87 Reactor 내부 Sealing 문제발생에 따른 효율저하와 해결방안

- 130 -

3. 고효율 복합 흡수제 효율적 회수안 도출

가. 흡수제 물성 및 회수 방안

(1) 고효율 복합 흡수제

� 본 연구에서 개발한 반도체 공정 배기가스 처리장치용 흡수제는 다목적인 성격을 가지며

흡수제의 구성 물질은 소석회(Ca(OH)2), 이온교환제(LDH), 산화제(NaClO2)로 이루어져

있다. 또한 각 물질 간 비율은 적용대상 오염물질에 따라 유동적으로 조절이 가능하다.

� NaClO2는 산화제이며 물에 용해하여 수용액 형태로 NO와 반응시키거나, 건식 혹은 반건식

으로 고체상 NaClO2를 NO와 직접 반응하여 NO2로 산화시킨다. NO와 반응 이후 NaClO2

는 NaCl로 변환된다. 온도에 따른 영향으로는, 고온에서 NaClO2이 NO와 반응 없이 바로

NaCl로 상전이 되어 산화제의 역할이 미미해지는 경우가 있으나, 습도 및 산소농도 변화영

향은 매우 둔감하다. NaClO2와 수분이 충분한 상태에서는 액적의 pH의 영향을 받게 된다.

NO와 NaClO2의 반응은 화학반응에 의한 산화이외에 흡수 효과도 나타난다.

� 무기질 이온교환제인 층상이중수산화물(layered double hydroxide, 이하 LDH)은 자연계

에 미량 존재하는 점토 광물의 일종으로서 인공적인 합성이 가능하다. LDH의 일반적인 구

조는 Mg 또는 Al 등의 수산화물이 층을 이루고 있으며, 이들 층간에 교환가능한 음이온을

지니고 있어 이온교환을 통한 오염물질 제거가 가능하다. 또한 각 분말 형태의 물질의 물리

적 강도를 확보하는 바인더(binder) 역할을 기대할 수 있다. 이러한 이온교환제는 실리콘

과 알루미늄 같은 용해도가 낮은 물질이 산소원자를 통해 삼차원적으로 연결되어 생성되는

일종의 무기고분자 물질이다. 이런 일련의 무기고분자 물질들은 촉매, 흡착제, 탈수제, 이온

교환제 등 여러 산업분야에서 응용되고 있다.

� 소석회( )를 가스와 직접 접촉시키는 건식법은 통상 습식공정에서 발생하는 폐수처

리 문제와 배기가스 재가열 필요성이 없고, 시설 투자와 운전비가 절감되는 장점이 있다.

분말형태의 소석회를 반응조 내에 투입시키면, 배출가스에 포함된 SOx와 반응한다.

� 결과적으로 본 연구의 1차 년도에 수행했던 흡수제의 조성 소석회(Ca(OH)2,): 이온교환제

(LDH): 산화제(NaClO2)=7:1:2 비율을 바탕으로, 2차년도에도 입경 약 2mm 크기인 동일

한 성분의 복합 흡수제를 제작하여 스크러버에 적용하였다. 또한 cyclone을 통하여 이를

회수하고 다시 재사용 하여 반도체 제조공정에서 배출되는 오염물질의 처리효율을 확인하

였다.

� 흡수제의 산성 오염물질 제거는 표면의 화학반응에 의해 진행되며, 따라서 흡수제의 비표면

적에 따라 반응속도가 변할 수 있다. BET 측정으로 확인한 복합 흡수제의 비표면적은 7.7

m2/g으로 일반적인 흡착제에 비해 매우 낮아 흡착반응에 의한 오염물질 제거를 기대할 수

는 없었다.

� 그러나 다음 사진에 제시한 복합 흡수제의 표면 SEM 사진 결과를 살펴보면 흡수제의 표면

에 많은 공극과 복합 구조가 형성되어 반도체 배가스 처리공정에서 발생하는 산성 가스의

흡수에 효과적일 것으로 예상된다.

- 131 -

(a) 10,000 배 (b) 50,000 배

Fig. 88 고효율 복합 흡수제 표면의 확대 사진

(2) Cyclone 설계 기준

� 싸이클론(Cyclone)은 입자가 포함된 가스에 회전운동을 주어 입자에 작용하는 원심력에

의해 입자를 가스로부터 분리시키는 원리를 이용한 장치이다. 싸이클론의 입자상 오염물질

의 처리율 향상을 위해서 입자의 직경이 클수록 유리하며, 싸이클론의 효율을 증가시키며

크기를 축소하기 위해 High efficiency 방식의 설계 인자를 적용하였다.

� 입자 제거율 100%에 근접하기 위해서 입자의 직경은 20㎛ 이상을 권장하고 있으며, 본

연구에서 사용하는 흡수제 입자의 직경은 1.2～2.5mm이기 때문에, 사용한 흡수제의 회수

를 위한 싸이클론의 적용이 효율적이다.

Fig. 89 싸이클론 설계에 사용한 길이단위의 명칭

- 132 -

� 싸이클론에서는 이론적으로 가스유량(Q), 가스와 흡수제의 밀도차, 흡수제 부하량 등이 증

가할수록 입자상 흡수제의 제거효율이 증가하고, 가스 점성계수가 증가할수록 제거율이 감

소하는 상관성을 가지고 있다.

나. 벤츄리 스크러버의 흡수제 회수용 Cyclone

(1) 흡수제 회수용 cyclone 설계

� 흡수제 회수용 싸이클론은 구동시 흡수제의 회수 효율을 최대화 하는 방안으로 설계 비율

을 선정하였다. 먼저 적용 가능한 설계유량을 500~1000 LPM으로 가정하고 본체 직경을

10 cm로 선정하였다. 이에 따라 유입구의 높이와 너비는 각각 5cm, 2cm로 설계하여 싸

이클론 본체 직경에 대하여 각 0.5, 0.2의 비율을 확보함으로써 고효율 싸이클론의 조건을

만족시켰다.

� 또한 기상배출구의 직경을 4.5 cm로 하였고, vortex finder의 높이는 5cm로 통상 싸이클

론 본체 직경에 대하여 0.5의 비율을 갖는 것에 맞추어 설계 하였다. 먼지 배출구의 직경

역시 고효율 싸이클론의 설계기준에 맞추어 3.8cm로 제작하였으며, 먼지포집기의 직경은

9cm, 높이는 15cm이다. 싸이클론 본체의 원통부분 높이는 15cm이며, 원뿔모양 부분의 높

이는 25cm로 제작되었으며, 이 역시 고효율 싸이클론의 기준에 부합한다.

� 다음 그림에 흡수제 회수용 싸이클론의 설계 모식도를 표기하였으며, 표에는 고효율 싸이클

론 설계 기준과 비교하여 나타내었다.

Fig. 90 흡수제 회수용 싸이클론 설계 모식도

- 133 -

� 이와 같이 고효율 싸이클론의 설계근거를 통해 제작한 흡수제 회수용 싸이클론은 본 연구

에서 제거하고자하는 반도체 공정에서 발생하는 여러 유해가스물질의 제거의 효율성을 극

대화 하고자 하였으며, 더불어 흡수제 회수의 편리성도 추구하고자 하였다.

Cyclone type High Efficiency This study

Body Diameter, D/D 1.0 1.0

Height of Inlet, H/D 0.5～0.44 0.5

Width of Inlet. W/D 0.2～0.21 0.2

Diameter of Gas Exit De/D 0.4～0.5 0.45

Length of Vortex Finder, S/D 0.5 0.5

Length of Body, Lb/D 1.4～1.5 1.5

Length of Cone, Lc/D 2.5 2.5

Diameter of Dust Outlet, Dd/D 0.375～0.4 0.38

Table 41. 고효율 싸이클론 설계인자와 흡수제 회수용 싸이클론 설계 비교

� 다음 표에 위에서 언급하였던 흡수제 회수용 싸이클론의 설계제원에 대하여 정리하였으며,

싸이클론 설계의 효율성을 판단하기 위하여 여러 가지 계산식을 적용하였다.

value unit value unit

H 0.05 m Dd 0.038 m

Lb 0.15 m De 0.045 m

Lc 0.25 m μ 0.075 kg/m-sec

S 0.05 m ρp 1500 kg/m3

D 0.1 m ρg 1 kg/m3

W 0.075 m Vi 16.67 m/sec

Table 42. 싸이클론 기본설계 및 흡수제 제원

� 포집 효율은 싸이클론의 디자인과 운용에 따라 매우 간단한 모델을 통해 계산가능하다. 싸

이클론 내부의 공전과 유체의 회전에 따라 다음과 같이 정의 된다.

⌈ ⌉

여기서 Ne = number of effective turns

H = height of inlet duct (m)

Lb = length of cyclone body (m)

Lc = length (vertical) of cyclone cone (m)

- 134 -

� 입자 포집 효율 증가는 싸이클론 내부에서의 입자 회전 반경과 관련이 깊다. 즉 입자의 회

전 반경 R은 싸이클론의 내경과 같고 이는 앞서 언급한 포집 효율과의 관계로 나타내어진

다. 싸이클론 내부에서의 실제 체류시간은 다음과 같이 정의된다.

여기서, Δt = gas residence time (s)

R = cyclone body radius (m)

Vi = gas inlet velocity (m/s)

� 또한 싸이클론 내부의 입자 회전 반경을 따라 이동하는 입자의 종단 속도(terminal

velocity)는 싸이클론 유입구의 폭(W)와 실제 체류시간에 따라 다음과 같이 정의 된다.

여기서 Vt = particle terminal velocity in the radial direction (m/s)

� 입자의 종단속도는 입자의 직경과 매우 밀접한 관계를 갖는다. 또한 입자의 종단 속도는 싸

이클론 내부에서 회전 외부 방향으로의 가속과 내부 체류하는 시간에 따라 증가 된다. 이때

입자가 원형 형태이며 스톡(Stokes regime flow)흐름이 지배적인 원심력을 받는 상태로

가정하면 다음과 같다.

여기서, Vt = terminal velocity (m/s)

dp = diameter of the particle (m)

ρp = density of the particle (kg/m3)

μ = gas viscosity (kg/m‐s)

ρg = gas density (kg/m3)

� 체류시간 △t를 종단 속도 Vt에 대입하면 △t항의 삭제가 가능하다. 이를 최종적으로 dp에

대해 정리하면 다음과 같은 형태의 식을 얻을 수 있다.

� 이론적으로 dp는 100% 회수 가능한 입자의 직경을 의미한다. 즉 이렇게 계산된 입자의 직

경보다 큰 입자들을 설계 싸이클론에 적용하면 100%의 회수 효율을 얻을 수 있다. 또한

- 135 -

다음 식을 이용하여 이론적으로 50% 회수 가능한 입자의 직경을 뜻하는 dpc를 산출할 수

있다.

� 본 연구에서 제작한 싸이클론의 기본 설계제원을 이용하여 위의 값들을 계산한 결과를 다

음 표에 표기하였다. 기본적으로 싸이클론 내부에서 유입되는 물질의 제거에 유효한 회전수

는 5.5이며, 그에 따른 가스체류시간은 0.104 sec로 계산되었다. 이에 따라 싸이클론 내부

의 입자 회전 반경을 따라 이동하는 입자의 종단 속도(terminal velocity)인 Vt는 0.723

m/s으로 계산되었다.

� 최종적으로 싸이클론에서 100% 제거 가능한 입자의 직경은 23.31 μm로 계산되었으며,

50% 제거 가능한 입자의 직경으로는 16.48 μm로 확인되었다. 이 값은 본 연구에 적용한

흡수제의 적용 타당성을 판단할 수 있는 지표가 된다.

� 결과적으로 본 연구에 사용된 흡수제의 입경은 1.5~2.5 mm 크기로, 싸이클론에 적용하였

을 경우 충분히 100% 회수 가능한 것으로 확인되었다.

value unit

Ne 5.5 -

Δt 0.104 sec

Vt 0.723 m/sec

dp 23.31 μm

dpc 16.48 μm

Table 43. 싸이클론 기본설계 제원에 따른 계산값

- 136 -

(2) 흡수제 투입용 벤츄리 스크러버 제작 및 압력변화

� Venturi의 목 부위에서는 일정 유속의 유체가 단면적이 작아지는 venturi의 목을 통과하면

서 유속이 빨라지고 지점의 압력이 저하되는 현상이 발생하며 이는 베르누이 방정식으로

설명된다.

� Venturi에서는 공기의 유입속도를 높이거나 벤츄리 목(throat)의 단면적을 줄임으로써 상

대속도를 증가시켜 입자의 유입속도를 조절할 수 있다. 본 연구에서 적용한 벤츄리의 실제

설계는 후단 싸이클론과의 결합을 고려하여 원형이 아닌 사각형 단면으로 설계하였다.

� 재질은 polycarbonate를 이용하여 충분한 내구성을 확보하여 급격한 압력변화에 견딜 수

있도록 설계하였고 투명한 PC를 적용하여 내부 관찰이 용이하도록 하여 흡수제 분말의 유

입이 용이하도록 제작하였고 상세한 설계 내역은 다음 그림과 같다.

� 이와 함께 벤츄리 목으로의 입상반 흡수제의 이송을 용이하게 하기 위해 스크류 펌프를 제

작하였다. 스크류의 피치는(pitch)는 입상반 흡수제의 파쇄를 고려하여 완만하게 설계하였

다.

그림 XX. 벤츄리 부분 상세 설계도

Fig. 91 스크류펌프내 스크류 상세 설계도

- 137 -

� 설계의 타당성과 유량에 따른 벤츄리 스크러버의 동적인 압력 변화에 영향을 알아보기 위

하여, 벤츄리 스크러버의 입구부분, 중간부분, 끝부분에 압력계를 설치하였으며, 그 위치는

다음 그림에 표기하였다.

Fig. 92 유량에 따른 벤츄리 스크러버에서의 압력 측정 위치

� 각 위치와 유량의 변화에 따른 압력을 다음 표에 나타내었다. 흡입 방식으로 벤츄리 스크러

버를 운전하였을 때, 벤츄리 스크러버의 입구에서의 압력은 거의 0 mmAq에 가까운 수치

를 보이고 있지만, 단면적이 가장 좁아지는 벤츄리 중앙부분에서의 압력은 급격히 낮아진

것을 확인할 수 있다. 모든 값이 음의 값을 나타내는 이유는 모든 실험이 후단에서 흡입식

으로 진행되었기 때문이다.

� 유량이 증가함에 따라서 벤츄리 스크러버에서의 압력이 낮아졌고, 벤츄리 스크러버의 종단

부의 압력역시 낮아진 것을 확인할 수 있다. 이것은 벤츄리 스크러버에 흡수제를 유입시켰

을 경우 흡수제가 벤츄리 스크러버 내에서의 정체 없이 싸이클론으로 유입이 가능하게 하

는 유량을 확인하는 지표가 될 수 있다.

- 138 -

측정위치유량 (L/min)

300 400 500 600

 ① Entrance of Venturi -0.2 -0.6 -0.7 -0.8

② Center of venturi -11.9 -21.1 -35.0 -48.2

③ End of venturi -6.1 -10.7 -16.2 -22.4

Table 44. 유량 변화에 따른 벤츄리 스크러버 싸이클론 반응기 압력 변화

� 유량의 변화에 따른 벤츄리 스크러버 위치별 압력을 다음 그림에 가시적으로 표기하였다.

그림에서 보면 압력의 변화가 유량의 변화에 따라서 거의 비례하는 것을 볼 수 있으며, 유

량의 증감이 벤츄리 스크러버에서의 흡수제 유입 성능에 많은 영향을 끼친다는 것을 확인

할 수 있다.

� 유량의 변화에 따른 압력의 변화 결과를 보면, 흡수제의 유입은 유량이 증가할수록 유리한

것으로 확인되며, 적정 유량을 책정하는데 활용될 수 있다.

Measuring Position

Entrance of Venturi① Center of venturi② End of venturi③

Pressure (mmAq)

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

300 LPM

400 LPM

500 LPM

600 LPM

Fig. 93 벤츄리 스크러버 위치에 따른 압력

- 139 -

(3) 시제품 설계안 및 제작

� 시제품 제작은 싸이클론과 벤츄리 스크러버의 크기에 맞추어 제작되었다. 싸이클론과 벤츄

리 스크러버의 설계는 앞서 기술하였으며, 그에 맞춘 전체 Cyclone 벤츄리 스크러버 반응

기의 상세 설계도를 다음에 표기하였다.

� 전체 시스템 구성의 높이는 97.5cm이며, 지지프레임의 높이는 52.5cm이다. 지지대의 상부

에는 아크릴을 받침대로 사용하였으며, 스크류를 구동시킬 수 있는 펌프를 장착하였다.

� 스크류 구동용 펌프는 기어 방식의 감쇠비가 적용된 1700RPM, 60Hz급 모터를 사용하였

으며, 여기에 스크류 속도 제어기판을 장착하여 벤츄리상에 유입되는 흡수제의 양을 분당

10mg단위로 조절가능 하도록 하였다.

� 또한 지지대의 바닥에는 실험실에서의 이동 용이성과 편리함을 위하여 바퀴를 설치하였으

며, 실제 실험이 진행 중인 경우 빠른 유속에 의한 진동과 스크류 펌프에 의한 흔들림을 방

지하고자 홀더식 바퀴를 적용하였다.

Fig. 94 Cyclone 벤츄리 스크러버 반응기 전체 설계도

� 각 설계에 맞추어 제작한 벤츄리 스크러버와 흡수제 회수 시스템의 시제품 사진은 다음과

같다. 벤츄리 스크러버, 싸이클론, 기체 유입부 등 모든 부분은 유지 및 관리가 용이하게

하기 위하여 탈부착이 가능하게 제작되었다. 또한 전체 시스템은 내부의 관찰이 쉽고 반응

기의 설계 및 수정에 유리한 polycarbonate 재질로 제작 되었으며, 실험 중에 발생할 수

있는 유해물질 유출을 방지하기 위하여 반응기에 생길 수 있는 틈을 모두 바이톤(viton)제

질의 오링(O-ring)을 적용하였다.

- 140 -

Fig. 95 벤츄리 스크러버의 전체 모습

Fig. 96 벤츄리 스크러버의 흡수제 공급장치 부분

- 141 -

Fig. 97 벤츄리 스크러버의 흡수제 공급

- 142 -

4. 흡수제 성능 평가

가. 흡수제 컬럼 실험

(1) 실험 절차

� 본 연구에 적용하기 위한 흡수제를 개발하고, 개발된 흡수제를 컬럼 실험에 적용하기 위한

실험 진행 순서는 다음 그림과 같다.

� 먼저 흡수제를 개발하기 위하여 흡수제 조성 물질인 Ca(OH)2, LDH, NaClO2의 비율 변화

를 통해서 최적의 강도와 흡수 성능을 갖는 흡수제를 개발하고자 하였고, 개발된 흡수제의

입경 크기에 따른 압력 변화로 에너지 손실을 최소화 할 수 있는 입경을 선택하였다.

� 또한 유입되는 가스에 포함된 습도의 정도가 흡수제의 성능에 미치는 영향을 알아보기 위

한 실험을 진행하였으며, 유입물질 종류와 농도에 따른 흡수제 성능을 확인하였다.

Fig. 98. 흡수제 컬럼실험 순서도

- 143 -

Fig. 99. 컬럼실험을 위한 습도유입장치 및 컬럼 고정장치

Fig. 100. 컬럼 실험장치 구성

- 144 -

(2) 1차년도 연구결과 요약

� 1차년도에는 흡수제의 조성비를 변경시켜가며 최적 조성비를 도출하였고, 흡수제 입경에

따른 차압 실험을 통해 흡수제의 크기를 선정하였으며, 습도에 따른 흡수제 성능비교를 실

시하였다.

(가) 흡수제 최적 조성비 도출 실험

� 흡수제의 성능을 조절하는데 있어서 가장 중유하게 작용하는 것이 흡수제에 포함되는 물질

들의 조성비이다. 본 연구에서 사용한 흡수제의 주성분은 Ca(OH)2, NaClO2, LDH이며, 이

중에서 Ca(OH)2는 산성가스의 중화와 흡수를 목적으로 사용하였다. NaClO2는 중화 및 흡

수가 어려운 NO와 같은 물질을 NO2로 산화시켜 함께 포함된 Ca(OH)2에 의한 중화 흡수

를 촉진시킨다. LDH는 이온교환 흡착제 특성과 인공 바인더 역할을 수행한다.

� 여기서 주성분의 혼합비율을 C [Ca(OH)2] : L [LDH] : N [NaClO2]로 표현하였으며,

다양한 혼합비를 적용하여 컬럼 실험을 실시하였다.

Fig. 101 흡수제 비율 C:L:N 이 6:1:3일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 102 흡수제 비율 C:L:N 이 7:1:2일 경우의 농도변화와 차압

- 145 -

Fig. 103 흡수제 비율 C:L:N 이 7:2:1일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 104 흡수제 비율 C:L:N 이 8:0:2일 경우의 농도변화와 차압

Fig. 105 흡수제 비율 C:L:N 이 9:0.5:0.5일 경우의 농도변화와 차압

� 위의 그림과 같이 다양한 조성비의 실험을 실시하였으며, 그 중 차압과 흡수 성능을 비교하

였을 때 C:L:N비율이 6:1:3, 7:1:2에서 가장 적용 타당성이 있는 것으로 판단하였다.

- 146 -

(나) 흡수제 입경 결정 실험

� 컬럼실험을 실시하는데 있어 충진물의 입경은 컬럼에서의 차압에 절대적인 영향을 끼치며,

실험전체의 효율성과도 관련이 있다.

� 흡수제는 일정비율로 Ca(OH)2, NaClO2, LDH를 혼합한 후, 강도를 부여하기 위하여 다짐

을 실시하여 한 덩어리로 만도는 과정을 거친다. 이렇게 다져진 흡수제를 파쇄하여 일정크

기의 덩어리만 통과시키는 거름채를 이용하여 크기를 선별하였다.

Fig. 106 Granule, powder 형태 흡수제

� 다음 표는 거름체의 종류별 통과할 수 있는 입경의 크기를 나타내었으며, 각각 다른 컬럼에

적용하여 실험을 진행하였다.

� 적용 대상가스 유량은 50 LPM이었으며, 습도는 포화 상태로 하여 실험을 실시하였다.

Table 45. 흡수제 입경 변화실험에 적용한 거름체 종류와 입경크기

TEST Mesh Size(mm)

Column 1 체 6-7번 2.8~3.35

Column 2 체 8-12번 1.7~2.36

Column 3 체 14~18번 1~1.4

- 147 -

Fig. 107 흡수제 입경별 차압 실험 결과

� 흡수제 입경별 차압실험 결과 거름체 8~12번을 사용하여 입경 1.7~2.36 mm을 제조하였

던 흡수제가 가장 안정적인 차압 성능을 보여주었으며, 본 연구에서의 모든 실험에 쓰이는

흡수제의 입경은 거름체 8~12번을 적용하였다.

(다) 유입가스습도에 따른 흡수제 성능 변화 실험

� 흡수제의 성능은 유입가스에서의 습도와도 밀접한 관련이 있으며, 건가스 주입시와 수분포

화가스 주입시의 흡수제 성능을 실험으로 검증하였으며, 다음 그림에 표시하였다.

� 건가스 주입시에 파과상태에 이르던 유입가스가 수분포화가스로 유입을 시키자 흡수능력이

상승된 것을 확인하였고, 본연구에서 적용하고자 하는 흡수제 컬럼이 wet scrubber의 후

단에 설치되는 것을 감안하였을 때, 수분포화 상태를 유지하여 실험을 실시하는 것이 타당

한 것으로 확인되었다.

Fig. 108 유입가스 습도에 따른 흡수제 성능 변화

- 148 -

(3) 2차년도 흡수제 컬럼 유입가스 농도 실험

� 반도체에서 발생되는 가스의 유입부하에 따른 흡수제의 흡수성능을 확인하기 위하여 컬럼

을 이용한 실험을 실시하였으며, 그 조건을 다음 표에 표시하였다.

(가) 적용 가스별 실험 농도 및 유입부하

� 본 연구에서는 NO, SO2, HCl을 대상가스로 하여 유량과 유입가스 농도를 변화시켜 실험을

실시하였으며, 그 농도와 유입부하는 다음 표에 표시하였다.

� 유량은 50LPM과 100LPM으로 운전하였으며, 각 유량에 따라 농도를 달리하여 유입부하

에 변화를 주었다. 또한 실험시 각 유입 가스의 제거율과 차압, 온도 등을 측정하여 흡수제

성능 실험시 발생하는 현상에 대해 규명하고자 하였다.

� NO의 유입부하는 약 4,500 ~ 10,500 g/m3/hr, SO2의 유입부하는 약 11,500 ~ 17,000

g/m3/hr, HCl의 유입부하는 약 1,900 ~ 4,800 g/m3/hr의 범위에서 실험을 실시하였다.

Table 46. 흡수제 컬럼 실험별 적용 농도 및 유입부하

Loading 1 Loading 2 Loading 3

Conc. (ppm)

Loading(g/m3/hr)

Conc. (ppm)

Loading(g/m3/hr)

Conc. (ppm)

Loading(g/m3/hr)

유량 (N2) 50 LPM 50 LPM 100 LPM

NO 340 4469.53 500 6572.84 400 10516.54

SO2 410 11498.08 500 14022.05 300 16826.46

HCl 120 1916.64 180 2874.96 150 4791.60

(나) 흡수제 실험에 따른 온도 및 압력

� 흡수제의 유량과 유입부하 변동에 따른 온도와 압력의 차이를 다음 그림에 표기하였다.

� 반응기의 온도 측정은 컬럼 흡수제 층의 가운데에 온도센서를 삽입하여 측정하였다. 그림에

서 보면 초기 온도는 실험한 날의 실온에 따라서 상이하지만 실험 시작후 온도가 변하는

것을 확인할 수 있다.

� loading 1의 실험은 실험 시작온도가 28℃ 였지만, 실험시작 후 꾸준히 온도가 하락하여

약 23℃ 의 농도에서 유지되었다. loading 2의 온도역시 23℃에서 꾸준히 유지되었으며,

반응에 따른 온도변화는 특별히 감지되지 않았다.

� 하지만 loading 3의 실험에서는 온도가 25℃ 이상을 꾸준히 유지하였으며, 이와 같은 결

과는 유입부하의 증가에 따라 컬럼내에서의 흡수제와 가스의 반응이 좀 더 활발했던 것으

로 해석할 수 있다.

- 149 -

Time (min)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

Temperature (oC)

0

5

10

15

20

25

30

Loading 1

Loading 2

Loading 3

Fig. 109 유량과 유입부하에 따른 실험별 온도

� 다음 그림에는 유량과 유입부하에 따른 실험별 차압을 나타내었다. loading 1과 2는 유입

가스 유량이 50LPM으로 유지되었으며, 차압 역시 50 mmAq 수준으로 유지되는 것을 확

인할 수 있다.

� 하지만 유입가스 유량을 100 LPM으로 운전한 loading 3 실험의 경우에는 차압이 200

mmAq이상을 보임으로써, 차압은 유입부하의 영향보다는 유량의 영향을 가장 많이 받는

것으로 확인되었다.

Time (m in)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

Differential Pressure (mmAq)

0

50

100

150

200

250

Loading 1 (50LPM)

Loading 2 (50 LPM )

Loading 3 (100 LPM )

Fig. 110 유량과 유입부하에 대한 각 실험별 차압

- 150 -

(다) 물질별 유입부하에 따른 배출농도 변화

� 본 연구에서 적용한 대상가스는 NO, SO2, HCl으로 유입부하의 변화에 따른 실험에서의 결

과를 유출농도와 유입농도의 비(C/C0)로 표현하였다.

� NO는 흡수제에 구성 물질인 NaClO2와 반응하여 NO2로 산화되며, 실험초기에는 NO2로 산

화하는 양에 따라서 검출이 이루어진다. 하지만 한시적으로 NO2가 검출된 이후에는 NO성

분으로 검출되는 것을 확인하였으며, 아래 그래프에는 따로 표기하지 않고 NOx로 표기하

였다.

� 가장 낮은 유입부하로 실험을 실시한 loading 1 실험에서는 유입되는 NO가 약 20분 정도

에서 급격한 파과 곡선을 보이는 것을 확인할 수 있으며, 최종적으로 약 85%에 달하는

NO가 배출되는 것을 확인할 수 있다.

� 하지만 유입부하가 더 높은 loading 2와 3에서는 유입가스 농도에 비하여 약 60~65%의

NO만이 회수되었으며, 약 40%의 물질들은 흡수제에 흡수되어 끊임없이 반응을 하고 있는

것으로 확인되었다.

Time (min)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

C/C

o

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Loading 1. NOx

Loading 2. NOx

Loading 3. NOx

Fig. 111 유입부하에 따른 NO 가스의 컬럼흡수특성

� 유입부하에 따른 SO2의 배출농도의 변화는 각 실험에 따라서 상이한 결과를 보였다. 유입

부하가 약 11,500 g/m3/hr인 loading 1실험에서는 약 30분경과 후부터 파과를 보이기

시작하였으며, 유입부하가 거의 대부분 유출부에서 검출되는 것을 확인할 수 있다.

� loading 2 실험과 loading 3 실험에서도 loading 1 실험과 비슷하게 실험시작 35분경과

후부터 파과가 일어나기 시작하였지만, loding 2는 약 60%, loading 3은 약 40% 수준의

농도가 배출이 되었다.

- 151 -

Time (min)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

C/C

o

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Loading 1. SO 2

Loading 2. SO 2

Loading 3. SO 2

Fig. 112 유입부하에 따른 SO2가스의 컬럼흡수특성

� HCl 가스의 경우 loading에 의한 영향에 상관없이 실험 초기 10분 이내에 모두 흡수제의

파과가 일어나기 시작하였으며, 모든 유입부하에서 거의 모든 유입농도가 유출되는 것을 확

인할 수 있었다. 하지만 loading 1과 3을 비교하였을 때, loading 3의 파과가 더 천천히

일어났으며, 모든 유입가스의 농도가 높아지면서 일어나는 현상으로 판단된다.

Time (min)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

C/C

o

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

Loading 1. HCl

Loading 2. HCl

Loading 3. HCl

Fig. 113 유입부하에 따른 HCl가스의 컬럼흡수특성

- 152 -

나. 벤츄리스크러버 싸이클론 반응기 흡수제 회수율

(1) 흡수제 회수율

� 벤츄리 스크러버의 실질적인 성능 평가에 앞서 물리적인 적용성을 확인하고자 평가하고자

유량에 따른 흡수제의 회수율 실험을 실시하였다.

� 흡수제 회수율을 측정하기 위한 흡수제의 유입총량은 500g을 적용하였으며, 흡수제의 시간

당 유입량은 120g/min으로 실험을 실시하였다. 싸이클론 흡수제 회수율 실험의 유량은

300, 400, 500LPM으로 실시하였으며, 회수된 흡수제를 다시 유입시키는 방식으로 5회

측정하였다.

Fig. 114 스크러버 시스템 운전에 의한 흡수제 회수량 실험

� 다음 표에 가스 유량에 따른 벤츄리 스크러버 싸이클론 반응기에서 실험을 반복함에 따른

흡수제의 감소량과 회수율을 표기하였다.

실험횟수

300 L/min 400 L/min 500 L/min

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

1st 61.5 87.7 87.7 25.3 94.94 94.9 20.5 95.9 95.9

2nd 10.2 85.66 97.7 5.1 93.92 98.9 3.2 95.26 99.3

3rd 5.7 84.52 98.7 2.8 93.36 99.4 4.6 94.34 99.0

4th 5 83.52 98.8 3.5 92.66 99.3 4 93.54 99.2

5th 4.2 82.68 99.0 3.1 92.04 99.3 2.3 93.08 99.5

Table 47. 가스 유량에 따른 싸이클론 흡수제 회수율 실험

- 153 -

� 300 L/min의 결과를 보면 동일 조건에서 5회 실험을 반복하는 동안 평균적으로 84.8%의

회수율을 보이고 있고, 400 L/min의 경우 93.4%를 보이고 있다. 유량이 가장 많은, 즉 유

속이 가장 빠른 500 L/min의 경우 94.5%의 평균 회수율을 나타내었다.

� 싸이클론의 경우 충분한 회수율을 확보하기 위해 설계 유량에서 제시한 500 LPM이상에서

높은 회수율을 나타내는 것을 확인하여, 이후 실험에서는 500 LPM을 기준으로 실험을 진

행하였다.

Change of Total weight

Number of times ( )회

zero 1st 2nd 3th 4th 5th

Total Weight (g)

0

400

420

440

460

480

500

520300 L/min

400 L/min

500 L/min

300 L/min

400 L/min

500 L/min

Fig. 115 벤츄리 스크러버 운전시 유량에 따른 흡수제 회수량

C hange o f M is s in g w e ig h t

N um be r o f t im es ( )회

ze ro 1s t 2n d 3 th 4 th 5 th

Missing Weight (g)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

300 L /m in

400 L /m in

500 L /m in

300 L /m in

400 L /m in

500 L /m in

Fig. 116 벤츄리 스크러버 운전시 유량에 따른 흡수제 감소량

- 154 -

(2) 벤츄리스크러버 싸이클론 성능 평가

� 반도체 공정에서 배출되는 유해 대기물질의 저감을 위해 스크러버 싸이클론에 흡수제를 사

용하여 제거하고자 하였다. 유해 대기물질들을 모사하고자 본 연구에서는 NO, SO2, HCl 3

종류의 가스상 오염물질을 유입하였으며, 스크러버 싸이클론에 적용된 흡수제의 성능을 확

인하기 위하여 재사용에 따른 제거효율 변화를 확인하였다.

� 앞서 수행된 column 실험에서는 흡수제 파과까지의 시간을 이용하여 흡수제의 성능을 평

가 할 수 있었지만, 연속식으로 진행되는 현장상황에서는 일회성으로 흡수제를 소비하는 것

보다 회수 및 재이용의 가능성을 평가하여야 한다.

� 따라서 동일한 유량과 동일한 농도에서 시간당 흡수제 유입량에 변화를 주며 실험을 진행

하여 흡수제의 효율성을 평가하였다.

(가) 벤츄리스크러버 싸이클론 운전조건

� 반도체 공정에서 배출되는 유해가스 물질들을 제거하기 위한 스크러버 싸이클론 반응기의

운전모식도는 다음 그림과 같다.

� 먼저 N2 가스로 유량을 생성하였으며, 반도체공정 배기가스 후처리 시스템을 통과한 가스

는 다량의 수분을 포함하고 있으므로, 그 상황을 모사하기 위하여 수분 공급정치(wet

chamber)를 설치하여 유입가스의 습도를 높여주었다.

� 반도체 공정에서 배출되는 가스를 모사하기 위하여 가스통에 충진된 NO, SO2, HCl을 유량

이 흐르는 반응기에 주입하였으며, 모든 가스상 물질 유량은 MFC(mass flow controller)

를 이용하여 조절하였다.

Fig. 117 벤츄리 스크러버의 운전 모식도

- 155 -

Fig. 118 소형 스크러버 실험장치 구성

Fig. 119 소형 스크러버 실험 반응장치

- 156 -

� 다음 표에 스크러버 싸이클론 반응기의 운전조건을 표기하였다. 유량을 발생시키는 N2가스

는 500LPM으로 유입되었으며, 가스상물질의 농도는 NO, SO2, HCl이 각각 500, 500,

180 ppm으로 스크러버 싸이클론 반응기에 유입되었다.

� 흡수제는 모든 싸이클론 반응기 실험에서 1 kg을 사용하였으며, 시간당 유입량을 달리하여

재사용 가능여부와 제거효율 여부를 확인하였다. 시간당 유입량은 120g/min으로 실험 시

작하였으며, 유입량에 따른 실험결과 비교를 위하여 240g/min의 흡수제 시간당 유입량에

대한 결과도 확인하였다.

Value Unit

N2 유량 500 LPM

유입가스 농도

NO 500 ppm

SO2 500 ppm

HCl 180 ppm

흡수제 유입총량 1 kg

시간당 흡수제유입량 120. 240 g/min

Table 48. 스크러버 싸이클론 운전조건

(나) 벤츄리스크러버 싸이클론 운전결과

� 흡수제의 재사용에 따른 각 유해물질별 제거효율의 변화를 다음 표에 나타내었다. 먼저 흡

수제의 시간당 유입량은 120g/min으로하여 실험하였으며, 1회 실험 실시하였을 때, 제거효

율은 NO 13.3%, SO2 46.7%, HCl 22.2%로 나타났다. 하지만 1회 실험에서 사용한 흡수

제를 재사용 하였을 때 각 가스상 오염물질의 제거효율이 떨어지지 않고, 오히려 약간 상승

한 결과를 보였으며, 3회 재사용시에는 NO, SO2, HCl의 각 물질별 제거효율이 15.9,

46.9, 28.7%으로 측정되었다.

� 여기서 흡수제의 효율성은 유량과 흡수제의 유입양에 따라서 변화 할 수 있지만 재이용에

따른 제거효율 변화를 살펴본 결과, 벤츄리 스크러버 싸이클론 시스템을 통해서 흡수제의

재이용이 가능함을 확인하였다.

- 157 -

물질재사용 횟수에 따른 제거효율

1st 2nd 3rd

NO 13.3 15.0 15.9

SO2 46.7 47.7 46.9

HCl 22.2 29.4 28.7

Table 49. 재사용 횟수에 따른 제거효율 변화 (흡수제 유입속도 : 120 g/min)

� 흡수제의 시간당 유입량이 오염물질 제거효율에 미치는 영향을 확인하기 위하여 흡수제의

유입속도를 240 g/min으로 증가시키고 동일한 실험을 진행하였다. 흡수제의 유입속도를 2

배 상승한 결과 NO의 제거효율은 2배 가까이 상승하였지만, 다른 물질들의 제거효율은

30% 정도 상승한 수치를 보였다. 이와 같은 수치는 흡수제의 시간당 유입량의 증가가 흡

수역할을 늘려주어 효율을 높여주지만, 선형적으로 비례해서 효율이 상승하는 것은 아니라

는 것을 확인하였다.

� 하지만 흡수제 유입속도를 두 배로 늘려서 실험을 진행한 결과도 흡수제 유입속도가 느릴

때와 동일하게 재사용에 따라 제거효율이 상승하는 추세를 보였다. 이것은 스크류에 의한

흡수제 분쇄가 일어남에 따라 흡수제 비표면적 증가에 의한 영향도 있겠지만, 흡수제 자체

가 갖는 흡수성능이 계속적으로 유지되고 있다는 것을 나타낸다.

물질재사용 횟수에 따른 제거효율

1st 2nd 3rd

NO 24.4 21.6 30.4

SO2 52.3 59.2 63.8

HCl 27.8 31.3 37.5

Table 50. 재사용 횟수에 따른 제거효율 변화 (흡수제 유입속도 : 240 g/min)

- 158 -

(a) 120 g/min

Number of times ( )회

1st 2nd 3rd

Removal Efficiencies (%)

0

20

40

60

100

NO

SO2

HCl

(b) 240 g/min

Number of times ( )회

1st 2nd 3rd

Removal Efficiencies (%)

0

20

40

60

100

NO

SO2

HCl

Fig. 120 벤츄리 스크러버에서 흡수제 재사용 횟수에 따른 기체상 오염물질의 제거효율 변화,

(a) 120g/min, (b) 240g/min

다. 산성가스와 흡수제 반응에 의한 표면 변화

� 흡수제의 성능을 흡수제 자체의 비표면적에 크게 좌우된다. 큰 비표면적을 갖는 흡착제는

그만큼 많은 양의 물질을 흡착할 수 있다는 것을 말한다. 다음의 표에 실험에 사용되었던

흡착제를 대상으로 사용 전·후에 BET 측정 결과를 나타내었다.

BET (m2/g)

사용전 사용후

Test 1 7.98 9.80

Test 2 7.42 10.23

Table 51. Column test에서의 BET 비교

� 흡착에 사용전의 흡착제는 약 7.7 m2/g의 평균 BET를 갖는 반면 실험에 사용한 후 흡착

제의 비표면적은 약 10 m2/g으로 나타나는 것을 확인하였다. 이는 흡수제가 반응이 일어남

에 따라서 형상의 변화를 갖게 되며, 그만큼 많은 흡착이 일어났다는 것을 의미하기도 한

다.

� 이와 같은 결과의 이유에 대해서는 아래의 SEM 사진을 통해서도 확인을 할 수 있다. 컬럼

실험에 사용된 흡수제를 살펴보면 실험 전에 비하여 실험 후에 표면에 결정이 많이 생성된

것을 확인할 수 있다.

� 하지만 제거효율이 높지 않게 유지된 싸이클론 실험 흡수제는 모든 흡수제가 완전히 반응

- 159 -

이 일어나는 컬럼실험과는 다른 형태를 보여주고 있다. 동일 배율에서 찍은 SEM 사진을

비교해 보면, 실험전에는 컬럼실험과 싸이클론실험에서 동일한 형태를 보이는 것을 확인할

수 있다. 하지만 실험후의 흡수후의 표면사진을 보면 결정형성이 미약한 것을 확인할 수 있

다.

� 이와같은 결과는 싸이클론에 적용한 흡수제가 3번의 재사용에도 불구하고 흡착제의 성능을

유지하고 있으며, 향후 더 사용이 가능함을 보여준다.

Fig. 121 고효율 복합 흡수제의 SEM 사진

- 160 -

라. 흡수제 재생 및 폐기

� 일반적인 활성탄 흡수제의 경우 탈착재생법, 약품재생법, 배소재부활법, 습식산화 분해법,

미생물분법 등을 사용하며, 종류별 특징을 다음 표에 나타내었다.

Table 52. 활성탄 재생법 종류

재생법 종류 처리온도(℃) 처리내용

탈착재생법

가열 탈착

비가열 탈착

가열+비가열 탈착

100~200

상온

수증기 불활성기체

가압, 감압, 불활성 기체

약품재생법무기약품처리

유기약품추출

상온~80

상온~80

염산, 황산, 가성소다

유기용제

배소재부활법가스화 재부활

배소재생

750~950

400~700

연소가스, 탄산가스, 수증기

수증기, 불활성 가스

습식산화분해법가압산화분해

전해산소분해

200~1,000

상온

공기, 산소, 수증기, 가압 (5~35atm)

미생물분해법호기성분해

혐기성분해상온 미생물필터

� 일반적인 활성탄의 경우에는 다양한 방면의 악취, 오염물질을 제거할 수 있는 반면, 본 연

구에서 제거하고자 하는 산성가스의 제거에는 한계가 있다.

� 본 연구에서 적용한 흡수제는 산성가스를 제거 목표물질로 하였으며, 흡수제를 이루고 있는

각 성분이 산성가스에 반응하게 제작되어 있어 반응된 흡수제는 산화 및 흡수작용을 통해

성상변화가 이루어진다.

� 흡수제의 효율적인 사용을 위한 재생방법으로는 약품재생법, 배소재부활법 등이 사용될 수

있지만, 성상변화가 이루어진 흡수제를 재생하여 사용하는 것은 비용적인 면에서나 흡수제

의 산성가스 제거효율 면에서 효과적이지 못하다.

� 따라서 경제성에서 강점이 있는 소재 흡수제에 사용하고 폐기하는 것도 하나의 방법이 될

수 있다.

� 폐기물관리법에서의 폐기물 처분은 소각, 중화, 파쇄, 고형화 등의 중간처분과 매립하거나

해역으로 배출하는 최종처분 등이 있다<폐기물관리법 제2조(정의)>.

� 대부분의 대기오염방지시설에서 사용 후 폐기되는 흡수제의 경우 폐흡수제로 분류되며, 폐

기물관리법 시행규칙 <별표1>에서 정하고 있는 유해물질 함량을 분석하여 기준이상의 경

우 지정폐기물로, 기준 이내인 경우 사업장 일반폐기물로 처리하여야 한다.

� 본 연구에서 사용된 흡수제의 경우, 폐기물관리법 시행규칙에서 정하는 유해물질을 포함하

고 있지 않지만 산성가스의 산화 및 흡수를 통해 생성된 다양한 오염물질이 존재한다.

� 따라서 흡수제의 소각, 매립 등의 폐기 처분시 발생할 수 있는 환경오염에 대한 고려를 통

해 안전하게 폐기하여야 할 것이다.

- 161 -

<전체 설치 구조> <현장 사진>

NO. DATETEMP.

(℃)

FLOW

(slm)

Target GasSF6

Inlet

(ppm)

Outlet

(ppm)DRE(%)

1st Test Nov.. 27, 20081,300 3,000

1,956 75 96.12nd Test Dec. 18, 2008 1,081 44 95.93rd Test Jan. 19, 2009 168 5.1 96.9

5. 반도체 공정라인 실증 평가

가. 성능 실증 연구

(1) 공정가스 처리효율

본 연구에서 개발한 장비는 S社 T-7L 에 옥외 장비로 설치되어 그 현장 성능을 실증하였

다. 반도체 공정 및 LCD 공정에서 배출되는 가스는 공정상 일정한 양이 배출되지 않는 특징

을 가지고 있다. 본 장비 설치에 앞서 현장의 조건을 점검하였다. 현장의 장치 lay-out 도면

을 작성하여 크기를 S社 측과 협의하였으며, 현장에서 장비를 조립 및 제작하여 설치하여 운

전하였다.

설치 장소는 S社 T-7L 옥외 설비이다. 왜냐하면 본 장비는 일반적인 POU 스크러버보다

그 장치의 크기가 방대하며, 처리용량또한 대용량이기 때문이다. 장치는 2010년 6월 25일부

터 설치되어 현재까지 운전 중이며, 장치 운전 중 발생하는 작은 문제점은 현장에서 바로 조치

하고 있다.

다음 Fig. 118은 현장에 설치된 장비의 설치 구조와 현장 설치 사진이다.

Fig. 122 실증 장치 설치 구조 및 현장 사진

다음은 현장 검증 결과 SF6의 처리효율 및 FT-IR을 이용한 by-products 발생량을 나타

낸 것이다. SF6의 농도는 lab test 조건보다 낮은 1,956ppm 가량이었으며, outlet으로

75ppm이 배출되어 96%의 처리효율을 나타내었다. 세 차례의 현장 실증 분석시 전체 Target

gas의 효율은 95%를 상회하였다.

- 162 -

그리고 그림 XX는 현장에서 측정한 실측 FT-IR 분석 그래프를 첨가한 것이다. inlet 농도

가 상황에 따라 다르게 나온 것은 현장 실측 조건이 main 공정의 운전 여부에 따라 Target

gas의 농도가 다르기 때문이다.

Fig. 123 실증 처리효율 및 by-products(FT-IR)

- 163 -

시험항목 Main Inlet System Inlet System Outlet먼지(mg/S㎥) 측정불가 측정불가 182.61

HCl(ppm) 5955.27 267.58 7.95HF(ppm) 2227.11 223.75 7.00SOx(ppm) 불검출 불검출 불검출

유속(m/sec) 3.01 3.11 4.62배출가스온도(℃) 26.0 30.0 30.0

(2) 공정시험법에 의한 By-products 발생량 확인

실증 연구가 진행중인 S社 LCD 공정에서 본 연구에서 개발된 system 의 by-products 가

스의 발생량 및 처리효율을 대기오염공정시험법에 의해 측정한 결과를 Fig. 85에 나타내었다.

HCl 및 HF가 장비의 inlet으로 유입되지만 system 후단에서는 7 ppm이하로 검출되는 것을

확인 할수 있다. 또한 SF6의 처리 부산물로 발생하는 SO2는 100%처리되어 불검출 되는 것

을 공정시험법상으로 확인하였다. 본 장비에서 보이는 일부 먼지는 축열재 및 단열재가 외부로

방출된 것으로 시간이 지나면 안정될 것으로 사료된다.

Fig. 124 By-products 성능 실증 결과(대기오염공정시험법)

(3) 전력량 측정

(가) 전력량 비교

본 장비는 앞서 기술하였듯이, 축열방식을 이용한 thermal regenerator 이기 때문에 폐열

회수에 따른 에너지를 최소화 할수 있는 장점이 있다. 다음 표 XX는 이론적인 계산 값과 실제

현장 측정 전력량계를 이용한 값의 차이를 나타낸다.

- 164 -

N2 량 5,000 L/min X 1.25 g/L 6.25 kg/min

시간당 열량1,038 J/℃ g X 6.25 kg/min

 X 1,280℃ X 60 min498.2 MJ

전력량 498.2 MJ/ 3598J/Wh 138.5 kWh

소비전력 138.5 kWh

장비소비전력 25 kWh 현장 측정

구분Thermal Regenerator

System

Plasma & wet

Scrubber비고

처리유량(slm) 5,000 5,000plasma & wet :

600lpm

전력소비량(kWh) 25 108plasma & wet :

13kWh

Table. 53 Comparison of power consumption

위 표에서도 확인 할수 있듯이 본 장비는 축열을 사용하지 않은 장비 대비하여 82%의 에너

지 절감 효과가 있음을 확인 할 수 있다. 더하여, 다음 표 24에서와 같이 본 사에서 개발하여

운영 중인 plasma & wet 장비와 비교하였다.

Table. 54 플라즈마 스크러버와 열재생기법 적용 반응기 에너지 사용량 비교

본 연구에서 개발한 열재생 기법을 적용한 반응기는 플라즈마 스크러버 대비하여(같은 용량)

에너지 사용량이 23% 밖에 되지 않은 에너지 절감형 처리장치 이다.

(나) 경제적 이점

그림 104는 년간 유지비용을 비교 한것이다. Burner type 경우 61억원의 연간유지비용이

들어간다. 하지만, 플라즈마의 경우는 23억원으로 약 3배정도의 유지비용이 적게 들어간다. 본

연구에서 개발한 열재생기법을 이용한 PFCs 처리장치의 경우 0.14억원이 들어가 다른 장비에

비해 운영비가 아주 적게 소모된다. 여기서 말하는 운영비는 연간 사용하는 utility비용과 인건

비를 포함한것이다. 그 아래 표는 산출근거다.

- 165 -

열재생 기법을 이용한 PFCs 분해 장치

B/W Scrubber Plasma Wet

total 유량 (lpm) 5000

SF6 농도 (ppm) 3000

처리효율 (%) 95 10 90

SF6 총량 (ton/year) 51.4 51.4 51.4

처리량 (ton/year) 23.4 2.5 22.2

CO2 변환값(ton/year)   553,004 58,211 523,899

CER 금액(억/year) 119 12 112

Fig. 125 연간 운영비용

더하여 본 연구에서는 도쿄의정서에서 지정한 지구온난화 물질인 PFCs를 저감함에 따라

CER(Carbon Emission Right)이 발생하여 부수적인 이익이 창줄될 수 있다. 현재 국내에서

는 몇 개 업체만이 CDM 사업을 통한 부대 이익을 창출하고 있지만, 지구 온난화에 대한 기업

의 의무가 고취될 수록 CDM 사업은 부흥 할 것으로 기대된다.

하지만, 현재 본 연구 개발과제로개발된 장비는 지구온난화 지수가 23900배인 SF6를 주

처리 대상으로 하고 있다. SF6를 이용한 CDM 사업은 현재 세계적으로 전무한 상태이며,

SF6는 CO2에 비해 지구온난화 지수가 높기 때문에 처리용량대비 금액이 큰 이점을 가지고

있다.

본 개발에서는 inlet 농도를 3000ppm으로 고정하고 처리용량 5000 lpm에 따른

CER(carbon Emission right)을 계산하였다. 처리효율은 95%로 산정하였으며, 플라즈마 장

비는 90% 처리를 기준으로 하였다. 본 결과에서도 알수 있듯이, 년간 119억원의 추가 소득을

얻을 수 있는 장점이 있다.

- 166 -

구분 Thermal Recovery

SystemBurn Wet Plasma Wet

CER

(천원/년) 12,000,000 1,200,000 11,200,000

Running Cost

(천원/년) 14,000 6,167,000 2,334,000

추가 비용

(천원/년) 24,851 -　 -　

총 비용

(천원/년) 11,961,149 -4,967,000 8,866,000

이러한 경제적이점이 있는 반면 흡수제를 사용으로 인한 추가 비용이 들어간다. 이러한 비용을

감소하더라도 타 장비에 비해 경제적으로 월등한것을 아래 표로 확인 할수 있다.

- 167 -

6. 5,000 lpm급 hybrid system 오염물질 제거효율

가. 고효율 복합 흡수제의 물질별 흡수량 산정

� 1차 년도와 2차 년도에 적용했던 NO, SO2, HCl을 대상으로 복합 흡수제의 각 물질별 단

위 질량당 흡수율을 산정하였다. 연속식 컬럼 실험을 바탕으로 50L/min의 실험 결과와 농

도변화를 이용하여 계산하였다.

� 컬럼의 부피는 170cm3이고 체류시간은 약 0.2초를 적용하였다. 적용된 흡수제의 총량은

290g이고 이를 이용하여 단위질량당 오염물질의 흡수량을 계산할 수 있다.

Time (min)

0 10 20 30 40 50

C/C0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

HCl

NO

SO2

Fig. 126 연속식 컬럼 반응조에서의 각 물질의 시간에 따른 농도 변화

(1) NO

� 다음 그래프는 NO의 농도변화를 유입농도 대비 유출농도의 비(C/Co)형태로 나타낸 그래

프이다. 약 18분 무렵에 유출이 시작되어 45분 무렵에 완전 파과(breakthrough)되는 것이

확인된다.

� 이 그래프에서 좌상단의 면적이 NO가 제거된 총 질량을 의미한다. 그래서 이 그래프의 좌

상탄 면적을 △t에 따라 미분하고 적분하면 면적을 구할 수 있다. 이때 계산된 면적은

333.5mg이 되며 290g의 흡수제가 이를 흡수한 것으로 계산된다.

- 168 -

Col 1 vs Col 2

NO

Time (min)

0 10 20 30 40 50

C/C0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Fig. 127 시간에 따른 복합 흡수제 적용 NO 농도 변화

(2) SO2

� 다음 그래프는 SO2의 농도변화 나타내었으며 약 25분 무렵에 유출이 시작되어 45분 무렵

에 완전 파과되는 것으로 확인된다. NO와 동일 방법으로 계산된 면적은 415.2mg이 된다.

SO2

Time (min)

0 10 20 30 40 50

C/C0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Fig. 128 시간에 따른 복합 흡수제 적용 SO2 농도 변화

- 169 -

(3) HCl

� HCl의 농도변화로부터 동일 방법으로 도출한 HCl의 전체 흡수량은 322.4 mg이다.

HCl

Time (min)

0 10 20 30 40 50

C/C0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Fig. 129 시간에 따른 복합 흡수제 적용 HCl 농도 변화

(4) 단위 흡수제 질량당 오염물질 흡수량 산정

� 앞서 계산한 NO, SO2, HCl의 흡수량은 각각 333.5 mg, 415.2 mg, 322.4 mg이며 전체

오염물질의 총 흡수량은 1.071 g이 된다.

� 이를 바탕으로 복합 흡수제 290 g이 제거한 전체 오염물질 1.071 g이며 단위 질량당 제

거되는 오염물질의 양은 3.67mg/g이 된다.

나. 반도체 제조공정에서 발생하는 가스 특성

� 반도체 제조공정에서 배출되는 배가스 후단에 장착된 wet scrubber의 후단에서 측정한 실

험 결과를 대상으로 실험 조건을 모사하였다. 실제 반도체 제조공정 후단에서 발생하는 배

가스의 농도는 다음과 같다.

- 170 -

산정 조건 유량

(LPM)

기체상 오염물질

유입량 (mg/min)

오염물질 99%

제거에 필요한

흡수제 소요량

(g/min)

HCl2ppm

(0.003 mg/L)

5000

14.9

217.2NO75 ppm

(0.092 mg/L)460.0

SO225 ppm

(0.065 mg/L) 327.1

Table 57. 조건에 따른 흡수제량 산정

Component HCl NO SO2

Wet scrubber inlet 267.6 145.6 89.88

Wet scrubber outlet 1.95 75.1 21.3

Table 55. 반도체 제조공정 배가스 물질/농도 (단위: ppm)

� 이를 바탕으로 스크러버의 유입농도를 산정하면 다음과 같다.

Component HCl NO SO2

inlet concentration 2 75 25

Table 56. 5000LPM급 스크러버의 가상 유입농도 (단위: ppm)

다. Hybrid system 설계 운전

(1) 기본 조건 산정

� 가상 적인 유입농도를 대상으로 앞서 산정한 각 물질의 단위 질량당 흡수량을 적용하고자

한다. 설계유량은 5000LPM으로 산정하였고 하루 8시간, 한달 20일 간 조업하는 것으로

가정하였다.

� 먼저 회수를 통한 재사용을 고려하지 않고 1회 투입만을 가정하여 99%이상 제거하는 경우

의 산정은 다음과 같다.

� 기체상 오염물질 유입량은 유량 5000 LPM인 조건에서 시간당 유입되는 각 물질 질량을

의미하며, 예를 들어 HCl 2ppm의 농도로 5000 LPM으로 스크러버에 유입되는 것은 분당

- 171 -

흡수제 구성 물질 가격(천원/ton)흡수제 연간

사용량(ton)연간 재료비(천원)

Ca(OH)2 3,500 17.5 61,250

NaClO2 1,800 5 9,240

LDH AlCl3 11,000

2.51.25 13,750

MgCl2 4,200 3.75 15,750

합계 20,500 25 99,990

Table 58. 복합 흡수제 구성물질의 가격 (2011년 기준)

14.93 mg의 HCl이 유입된다.

� 이와 동일하게 NO, SO2 역시 460.0 mg/min, 327.1 mg/min의 부하로 유입되며, 이 물질

들의 총합에 해당하는 802.1mg/min을 제거하기 위해 분당 217 g의 흡수제를 투입해야

하는 것으로 계산되었다.

(2) 흡수제 사용량 및 경제성 평가

� 앞서 제시한 산정 조건에 따라 분당 투입되는 흡수제 217g이 되며 이는 12.2kg/hr에 해당

된다. 일일 8시간, 한달 20일 조업을 가정하여 1년 기준으로 산정한 흡수제 총 투입량은

약 25톤/yr이 된다.

� 흡수제 제작에 사용된 물질은 Ca(OH)2, NaClO2, LDH이다. LDH 제조에 사용된 주요 물

질은 AlCl3, MgCl2이며 각물질의 톤당 가격은 다음과 같다.

� 이를 바탕으로 복합 흡수제를 반도체 공정 배가스 처리용 hybrid system에 적용하여 1년

간 사용하는데 필요한 원자재 가격을 계산하여 다음 표에 제시하였다.

- 172 -

7. 상용화 운전 세부 계획

가. 적용방법

본 연구에서 개발된 Thermal Recovery System은 5,000 lpm을 처리할 수 있는 대용량

스크러버 이다. 이는 일반적은 반도체 및 전자 산업에서 사용되는 POU(Point of Using) 스크

러버와는 다른 특징을 가지고 있다. 첫째, 장치의 크기이다. Fab. 내부에 설치되는 POU 스크

러버는 크기 및 설치 장소의 제약이 심하다. 그래서 일반적인 장치는 높이 2000mm, 넓이

2000mm를 넘지 않는다. Single Type 같은 경우는 그 넓이가 절반수준이다.

본 System은 2200 X 4800 X 3000의 size를 가진 장비로 용량 대비하여 size가 적기는

하지만, Fab. 내부에 설치하기에는 너무 비대하다. 단열재에 의한 외부 발열이 최소 50℃이하

이기는 하지만, 항온 항습이 유지되는 Fab. 설치에는 문제점이 있다.

그래서 본 장비는 여러 외부적인 문제점들과 상관없이 Roof에 설치할 수 있게끔 제작되었

다. 외부 환경에 의한 영향을 최소화하여 설치 가능하도록 여러 부수적인 장치를 마련하였다.

Fig. 130 시스템 설치 위치

만일 본 연구결과를 바탕으로 상용화가 가능해진다면, 몇가지 고려해볼 사항이 있다. 그 중

하나가 복합 흡수제 cyclone을 상시 운전해야하는 문제이다. 본 결과에서도 확인 할수 있듯이

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thermal recovery system을 이용하여 운전시 상당부분의 CO, NOx를 포함한 악취 물질이

저감됨을 확인 할수 있다.

하지만, 실제 반도체 CVD PE-TEOS 공정을 보면 일부 공정에서 CO가 수천 ppm에서 수

% 까지 발생하는 것이 현실이다. 본 복합 흡수제 cyclone은 이러한 특이 공정에서 optional로

운전이 된다면 본 전체 system의 완성도가 좋아 질것이다.

3절. 2차년도 연구개발 결과 요약

1. Thermal Recovery Reactor

SF6 유량

(LPM)N2 유량(LPM)

Outlet ppm

측정 효율 (%)

비고

1 1,000 10 99 Lab. Modify 진행 중

Test한 결과이며,

가장 좋은 효율을 나타낸결과임.

2 2,000 19 983 3,000 31 974 4,000 20 985 5,000 31 97

Table 59. SF6 처리 결과

NF3 유량

(LPM)N2 유량(LPM)

Outlet ppm

측정 효율 (%)

비고

1 1,000 5 99 Lab. Modify 진행 중

Test한 결과이며,

가장 좋은 효율을 나타낸

결과임.

2 2,000 0 99 3 3,000 0 99 4 4,000 0 99 5 5,000 0 99

Table 60. NF3 처리 결과

CF4 유량

(LPM)N2 유량(LPM)

Outlet ppm

측정 효율 (%)

비고

1 1,000 73 93 Lab. Modify 진행 중

Test한 결과이며,

가장 좋은 효율을 나타낸

결과임.

2 2,000 94 91 3 3,000 87 91 4 4,000 104 90 5 5,000 102 90

Table 61. CF4 처리 결과

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산정 조건 유량

(LPM)

기체상 오염물질

유입량 (mg/min)

오염물질 99% 제거에

필요한 흡수제 소요량

(g/min)

HCl2ppm

(0.003 mg/L)

5000

14.9

217.2NO75 ppm

(0.092 mg/L)460.0

SO225 ppm

(0.065 mg/L) 327.1

2. 다목적 복합 cyclon 흡수제 성능

실험횟수

300 L/min 400 L/min 500 L/min

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

감소량(g)

전체회수율(%)

전회당회수율(%)

1st 61.5 87.7 87.7 25.3 94.94 94.9 20.5 95.9 95.9

2nd 10.2 85.66 97.7 5.1 93.92 98.9 3.2 95.26 99.3

3rd 5.7 84.52 98.7 2.8 93.36 99.4 4.6 94.34 99.0

4th 5 83.52 98.8 3.5 92.66 99.3 4 93.54 99.2

5th 4.2 82.68 99.0 3.1 92.04 99.3 2.3 93.08 99.5

Table 62. 가스 유량에 따른 싸이클론 흡수제 회수율 실험

Table 63. 싸이클론 흡수제 회수율 실험 처리효율 99%

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4절 연도별 연구개발목표의 달성도

1. 1차년도

목 표 연구개발 수행내용 달성도(%)

기존 Heat & Wet

스크러버의 문제점 개선

/

고효율, 에너지 절감 heat &

wet 스크러버 Pilot-scale

시스템 제작을 위한

설계인자 도출

기존 heat & wet 스크러버의 문제점 분석 (기존

설비 활용)100%

에너지 효율 극대화를 위한 Thermal recovery

system 연구 및 설계 인자 도출100%

건식 집진기를 이용한 입자상 물질 처리(장비 유

입 초입에 설치용)100%

기존 heat & wet 스크러버의 처리효율 및 주요

미처리 가스상 물질 확인100%

소형 스크러버 개발 및 운전특성 검토 100%

고효율 복합 흡수제 검토 및 최적화 100%

고효율, 에너지 절감 heat &

wet 스크러버 Pilot-scale

시스템 설계 및 운전

Pilot scale 제작 기본 설계 100%

소형 스크러버 개발 및 운전특성 검토 100%

단위장치의 설계 및 제작 100%

2. 2차년도

목 표 연구개발 수행내용 달성도(%)

고효율, 에너지 절감 heat &

wet 스크러버 Pilot scale

상세설계/제작/운전/평가/보완

가스 및 유틸리티 공급 시스템 상세설계 및 제작 100%

시제품 공정 시운전 및 결과분석 100%

다목적 복합 흡수제의 오염물질 제거성능 극대화 100%

5,000lpm급 시제품 설계

제작 및 운영 후 보완 개선

시제품설계 100%

5,000lpm급 고효율, 에너지 절감 heat & wet

스크러버 제작 및 운용/보완/개선100%

5,000lpm 급 처리용량

고효율․저공해 스크러버의

현장 실증연구

반도체 공정라인에서 성능실증연구 100%

상용화 운용 세부 계획 수립 100%

5,000lpm급 hybrid 시스템 구성 및 운전 최적화 100%

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5절 연도별 연구성과(논문․특허 등)

구분 연 구 성 과연구성과 달성시기

(년.월.일) 비고

특허유해가스 처리용 흡수제, 이의 제조 방법 및 이를

이용한 유해가스 처리 방법2009-12-24 출 원

특허 축열식 폐가스 처리 장치 2010-09-09 등 록

논문반도체 공정에서 배출되는 온실가스 저감을 위한

친환경 배기가스 처리장치 개발2009-11-05 논문발표

논문 흡수산화제를 이용한 SO2와 NO 동시 제거 2009-11-05 논문발표

논문SF6 온실가스 저감을 위한 에너지 절감형

분해배출장치 개발2010-04-29 논문발표

논문 소형 스크러버에 의한 SO2와 NO 동시 제거 2010-05-06 논문발표

논문SF6 온실가스 저감을 위한 고효율 대용량 처리

장치 개발2010-11-04 논문발표

논문반도체 제조공정에서 발생하는 Burn&Wet

스크러버 후단의 NO, SO2와 산성가스의 동시 제거2010-12-02 논문발표

논문 PFCs 가스 열분해 특성 연구 2010-12-02 논문발표

논문 저공해 고효율 PFC Gas 처리장치 개발 2011-05-26 논문발표

기타 IMID(국제 정보 디스플레이) 2009' 전시회 2009-10-14 홍보

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6절 관련분야의 기술발전 기여도

1. 기술적 측면

◦ 난분해성 PFCs 가스의 대용량․고효율 연소처리공정기술 확보

◦ Thermal recovery system 및 파우더 제거 장치 그리고 wet scrubbing system등

의 단위 장치들의 scale-up 기술 확보

◦ 스크러버 후단에서 배출되는 복합 오염물질에 대한 최적화된 흡수제 개발 및 효과적인

회수 및 재활용에 대한 기술 확보

2. 환경적 측면

◦ 기후변화협약 관련 규제물질의 안정적 처리기술 확보로 능동적 대처

◦ 친 환경적 처리공정으로 미세입자 배출 및 악취의 원인이 되는 2차 부산물의 발생농

도 저감

3. 경제적․산업적 측면

◦ 처리용량 대비 장치의 소형화로 설치면적 축소

◦ 기존 공정 및 신규반도체 공정라인에 신축적 적용

◦ LCD, Solar cell 제조 공정에 확대적용 및 시장 선점

◦ 지속적인 연구 개발을 통한 초 절전 에너지 저감형 제품 개발을 통해 Scrubber 운전

에 소요되는 운영비의 저감을 통한 기업 제품의 경쟁력 강화

◦ 해외 선진기술에 대한 수입대체 및 기술수출

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7절 연구개발 결과의 활용계획

○ 반도체 제조공정 배기가스 처리

기존 제조공정 이외에 배기량이 증가하고 있는 신규 생산라인의 CVD, DIFF 공정의 배기가스

및 PFC 배기가스 처리장치로 적용하여 독성 배기가스의 정화 및 PFC 가스의 배출량 절감

에 기여함은 물론 복합 악취 물질 역시 제거하며, 특히 이 과제물의 결과물로 인하여, 2005

년 대비 2010년에는 국내 반도체 산업에서 배출되는 PFC 가스의 배출량을 20~30% 절감

효과를 기대한다.

○ LCD 제조공정의 배기가스 처리에 확대 적용

대용량 배기가스의 처리가 요구되는 LCD 제조공정의 배기가스 처리장치로 확대 적용하여 기존

LCD 제조공정의 유독성 가스의 정화 및 PFC 가스의 배출량 절감에 기여

○ 국제적 환경규제

전 세계적으로 보급되지 않은 기술이라는 점과 첨단 환경오염 방지기술이라는 측면에서 해외

시장 공략을 통한 외화획득은 물론 환경규제를 무기화하고 있는 무역정책에서 한발 앞선

경쟁력을 확보

○ 발전설비 중 변압기에 쓰이는 주 절연가스인 SF6의 처리 및 병원성 감염 폐기물의 처리 등

일반 산업에도 그 활용방안이 많을 것으로 기대한다.

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제4장 참고문헌

1. Compact Heat Exchangers selection, Design and Operation, PERGAMON (2001)

pp.183~187)