Clean Technol., Vol. 23, No. 3, September 2017, pp. 331-342

* To whom correspondence should be addressed.E-mail: leeyj@kitech.re.kr; Tel: +82-41-589-8464; Fax: +82-41-589-8323

doi: 10.7464/ksct.2017.23.3.331 pISSN 1598-9712 eISSN 2288-0690This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licences/ by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

청정에너지기술

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석

김동희1,2, 허강열2, 안형준1, 이영재1,*1한국생산기술연구원

충남 천안시 서북구 입장면 양대기로길 892포항공과대학교 기계공학과

경북 포항시 남구 지곡동 청암로 77

(2017년 7월 6일 접수; 2017년 8월 29일 수정본 접수; 2017년 8월 29일 채택)

Investigation on Combustion Characteristics of Sewage Sludge using Pilot-scale Bubbling Fluidized Bed Reactor

Donghee Kim1,2, Kang Y. Huh2, Hyungjun Ahn1, and Youngjae Lee1,*1Korea Institute of Industrial Technology

89 Yangdaegiro-gil, Ipjang-myeon, Seobuk-gu, Cheonan-si, Chungnam2Department of Mechanical Engineering, Pohang University of Science and Technology

77 Cheongam-ro, Nam-gu, Pohang-si, Gyeongbuk

(Received for review July 6, 2017; Revision received August 29, 2017; Accepted August 29, 2017)

요 약

하수 슬러지 고형연료 및 우드 펠렛의 연소 특성을 평가 하기 위하여 열중량 분석(TGA), 회 융점(AFT) 분석, 그리고 회분 성분 분석을 수행하였다. TGA 분석 결과, 하수 슬러지 고형연료의 연소성이 우드 펠렛에 비해 상대적으로 좋지 않았다. 또한 AFT 분석을 통해 하수 슬러지 고형연료의 슬래깅 가능성이 매우 높은 것을 확인하였다. 또한 연소성 평가를 위해 pilot-scale 기포 유동층 반응기를 적용하였으며, 장치는 예열기, 유동층 반응기, 연료 공급장치, 사이클론, 회분 포집 장치, 그리고 가스 분석기로 구성되었다. 반응기는 직경 400 mm, 높이 4300 mm이며, 하수 슬러지는 54.5 ~ 96.5 kWth의 열량으로 실험을 수행하였고 우드 펠렛은 96.1 kWth 실험을 수행하였다. 실험 결과, 하수 슬러지 고형연료 연소의 경우 평균적으로 우드 펠렛의 연소 보다 배기가스 중 NOx는 10.1배, CO는 3.5배 높았다. 또한 사이클론에서 포집한 회분을 분석한 결과, 모든 실험 조건에서 연소 효율은 99% 이상이었고, 회분의 성분 분석을 통해 슬래깅/파울링 가능성이 높은 것을 확인하였다.

주제어 : 하수 슬러지, 우드 펠렛, 기포 유동층, NOx 배출, 슬래깅, 파울링

Abstract : To estimate the combustion characteristics of sewage sludge and wood pellet, thermogravimetric analysis (TGA) was conducted. As TGA results, combustion characteristics of sewage sludge was worse than wood pellet. In ash fusion temperature (AFT) analysis, slagging tendency of sewage sludge is very high compared to wood pellet. And also, the bubbling fluidized bed reactor with a inner diameter 400 mm and a height of 4300 mm was used for experimental study of combustion characteristics fueled by sewage sludge and wood pellet. The facility consists of a fluidized bed reactor, preheater, screw feeder, cyclone, ash capture equipment and gas analyzer. The thermal input of sewage sludge cases were 54.5 ~ 96.5 kWth, in case of wood pellet experiment, it was 96.1 kWth. As experiment results, the NOx emission of sewage sludge was averagely about 10 times the NOxemission of wood pellet. And also CO emission of sewage sludge is about 3.5 times of wood pellet. Lastly as a result of analysis of captured ash in cyclone, the combustion efficiency of all cases were over 99%, but the potential for slagging/fouling was high at all cases by component analysis of ash.

Keywords : Sewage sludge, Wood pellet, Bubbling fluidized bed, NOx emissions, Slagging, Fouling

331

332 김동희ㆍ허강열ㆍ안형준ㆍ이영재

Table 1. Ultimate, proximate and heating value analysis results of SS1, SS2 and WP

Fuel SS1 SS2 WPUltimate analysis (wt%, DAF basis)

C 69.7 66.4 49.2H 7.5 4.2 4.3N 8.9 5.8 1.9S 0.7 0.8 0.01O 13.2 22.8 44.2

Proximate analysis (wt%)Moisture 17.0 10.4 11.5Volatile 53.5 53.6 77.0

Fixed carbon 5.6 7.5 11.1Ash 23.9 28.5 0.4

Heating value (kcal kg-1)HHV 4,550 4610 4350LHV 4,240 4430 4100

1. 서 론

최근 전세계적인 에너지 수요 증가로 인하여 전통적으로

사용되던 화석연료의 소비량은 지속적으로 증가하는 추세이

다. 하지만 대체 에너지에 대한 대책은 미흡한 실정이며, 화석연료의 수요 증가와 고유가 정책으로 인해 신재생 에너지

에 대한 관심이 증가하고 있다. 이러한 신재생 에너지 중 특히 폐기물 및 바이오매스는 저렴한 비용으로 에너지를 공급

할 수 있고, 온실가스 감축 의무를 만족시킬 수 있는 유용한 수단이다. 따라서 화력발전에서는 이미 바이오매스와 폐기물을 화석 연료와 혼소하여 사용하고 있다. 하지만 다양한 연료가 사용됨에 따라 새로운 연료에 포함된 이물질이 발전 설비

에 악영향을 미치고 배출가스의 문제를 일으키고 있다. 하지만 이러한 문제들을 해결하기 위한 연구가 아직 미흡한 실정

이다.유동층 연소기는 층 물질의 존재로 인하여 미분탄 연소기

에 비해 상대적으로 열전달이 증가하며 투입되는 연료의 크

기나 구성 성분의 제약이 적다. 따라서 바이오매스, 폐자원 그리고 하수 슬러지와 같은 에너지원을 최소한의 전처리 공

정을 통해 유동층 연소기로 투입시켜 에너지원으로 활용할

수 있어 많은 연구가 진행되었다[1,2]. 먼저 연료로서의 하수 슬러지의 연소성을 평가하기 위하여 M. Otero et al. [3,4]과 M. Belen Folgueras et al. [5]은 TGA를 이용하여 하수 슬러지의 연소 특성을 석탄과 비교 평가 하였다. 또한 Amand and Leckner [6]는 하수 슬러지와 석탄 및 목질계 바이오매스의 혼소 시 NO와 NO2의 저감에 대한 연구를 수행하였고, 석탄과 우드 펠렛 혼소 시 생성되는 회분 내 금속 성분에 대한 연구[7]를 진행하였다. 그리고 Tomasz Kupka et al. [8]는 석탄과 하수 슬러지 혼소 시 회분 거동에 대한 연구를 수행하였다.

본 연구는 유동층 연소기를 이용하여 고형 연료화된 하수

슬러지의 연소 특성을 분석하기 위하여 수행되었다. 또한 하수 슬러지와 우드 펠렛의 열중량 분석을 통한 연소 특성 분석

과 파일럿 규모의 기포 유동층 반응기를 이용한 연소 실험을

통해 하수 슬러지의 연소 가스 배출 특성을 분석하였다. 또한 하수 슬러지와 우드 펠렛의 회분 분석을 통해 슬래깅/파울링 가능성을 판단하여 회분 거동 및 퇴적 경향에 대해 분석하여

기포 유동층 반응기에서 하수 슬러지의 연소에 대해 종합적

으로 분석하였다.

2. 하수 슬러지 고형 연료 특성 분석

본 실험에서는 같은 설비에서 생산되었지만 생산 시기가

다른 두 가지의 국내산 하수 슬러지 고형연료(sewage sludge solid fuel, SS)를 연료로 선정하여 연소 특성을 파악하였고, 비교를 위하여 국내산 우드 펠렛(wood pellet, WP) 연소 실험도 진행하였다. 본 실험에 사용된 SS는 기계적인 탈수 과정과 수열탄화를 기반으로 한 공정으로 2차 가공된 SS다. 일반적으로 함수율이 80 ~ 85% 정도인 하수 슬러지를 수열탄화 반응기에서 230 ~ 280 ℃까지 가열한다. 가열된 하수 슬러지는 반응기 내에서 고온의 슬러리 상태가 되고 내부의 수분이 임

계 온도(subcritical temperature, 374.2 ℃) 이하에서 기화하여, 목질계 원료인 셀룰로오스와 같은 긴 탄화수소 사슬을 열에

의하여 분해함으로서 저분자 탄화물로 변환시킨다. 이와 같이 수열탄화 과정에 의하여 하수 슬러지의 탈카르복실화

(decarboxylation)와 탈수(dehydration) 반응이 유도되면서 O/C, H/C 비율은 낮아지고 휘발분의 감소와 함께 탄소 고정 현상으로 고정탄소가 증가하면서 발열량이 증가하게 된다. 이에 따라 하수 슬러지는 고형 연료로서의 가치가 증가하게 된다. 본 연구에서는 수열탄화 공정을 기반으로 생산된 SS의 기본 특성을 분석하기 위하여 다양한 분석을 수행하였다.

2.1. 하수 슬러지 고형 연료 성분 분석Table 1은 SS와 WP의 공업분석(proximate analysis), 원소분

석(ultimate analysis), 발열량 분석(heating value analysis)의 결과를 나타내었다. 원소 분석과 공업 분석은 각각 ASTM E 1915-97과 ASTM D 7582-15 방법을 이용하여 수행되었고, 발열량 분석은 KS E 3707 방법을 기준으로 수행되었다. 원소 분석 결과, SS의 경우 WP보다 C와 N의 함량이 높게 나타났으며, WP에는 S가 거의 존재하지 않는 것에 비해 SS에서는 상대적으로 높은 함량을 보였다. 또한 O의 함량 역시 SS가 낮은 경향을 보였다. 또한 공업분석 결과에서는 SS가 WP에 비하여 휘발분의 비율이 다소 낮고 회분의 양이 상당히 많았다. 그리고 SS의 발열량이 WP보다 330 ~ 460 kcal kg-1 정도 발열량이 높게 나타났다. 또한 SS의 생산 시기에 의해 SS1과 SS2의 성분 차이가 발생하였다. 하수 슬러지는 생산되는 장소에 따라 다른 성분을 보이기도 하지만, 생산되는 시기에 따라서도 성분이 달라진다. 일반적으로 사용되는 합류식 관거의 하수 처리장 슬러지는 여름에 강우로 인한 토사류 유입으로 회분

이 증가하고 휘발분과 탄소의 함량이 감소하기 때문에, SS1과 SS2의 회분 함량 차이로 인한 성분 차이가 발생하였다.

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석 333

(a) SS1

(b) SS2

(c) WPFigure 1. TGA results of SS and WP.

2.2. Thermogravimetric analysis Figure 1은 SS와 WP의 열중량 분석(thermogravimetric ana-

lysis, TGA) 결과를 나타낸 것이다. TGA 분석은 공기 조건에서 수행되었으며, 휘발분 및 촤 연소가 가장 활발한 시점을 대표할 수 있는 온도를 도출하기 위해서 mass loss rate의 peak에서의 온도를 표기하였다. 또한 연료 샘플은 10 mg을 50 mL min-1

의 공기로 연소하였고, heating rate는 20 ℃ min-1로 설정하고 1초 간격으로 데이터를 수집하여 분석을 진행하였다. Figure 1(a)에서 SS1의 mass loss rate의 첫 번째 peak에서의 온도는 309 ℃이며, 이는 휘발분 연소가 가장 활발하게 일어난다는 것을 의미한다. 이 후 mass loss rate의 두 번째 peak를 통해 507 ℃에서 촤 연소가 가장 활발하게 일어난다는 것을 알 수 있다.

또한 TGA 결과에서 온도가 증가함에 따라 SS1의 질량 변화는 두 단계에 걸쳐서 확연하게 나타난다. 이는 SS1의 공업 분석 결과에서 볼 수 있듯이, 휘발분이 약 50% 포함되어 있어 질량이 약 50% 감소하는 영역까지 휘발분의 연소에 의한 질량 변화로 판단된다. 이후 SS1의 질량이 약 23% 남는 지점까지 촤 연소가 진행되며, 공업 분석의 회분이 23% 포함되는 것과 일치하는 것을 알 수 있다. Figure 1(b)는 SS2의 TGA 결과를 나타낸 것으로, SS1의 유사한 결과를 보인다. SS2의 휘발분 연소는 301 ℃에서 가장 활발하게 일어나고, 이 후 촤 연소는 438 ℃에서 가장 활발하게 일어나는 것을 알 수 있다. SS1과 SS2의 휘발분 연소는 비슷한 온도 영역에서 일어나지만, 촤 연소의 경우 SS2가 더 낮은 온도에서 활발하게 일어나므로 SS1에 비해 SS2가 반응성 및 연소성이 좋다고 판단된다.

Figure 1(c)에서는 앞서 SS의 연소가 두 단계에 걸쳐 일어난 것과는 달리, WP의 연소에서는 촤 연소 단계에서 질량 변화는 휘발분 연소에 비해 상당히 적은 것을 알 수 있었다. WP의 휘발분 연소는 SS와 비교하여 높은 온도인 346 ℃에서 가장 활발하다. 또한 휘발분 연소는 WP의 질량 5% 지점까지 일어나며, 이는 공업분석 결과에서 WP의 휘발분이 SS보다 30% 이상 높기 때문에 대부분의 질량이 휘발분 연소 과정에서 소모된 것으로 판단된다. 또한 회분의 함량이 SS에 비해 상당히 적기 때문에 연소 후 남은 질량이 매우 낮은 것을 볼

수 있다.

2.3. Ash Deposition 관련 분석본 연구에 사용된 SS와 WP의 회분 특성을 알아보기 위하

여 회분 분석을 수행하였다. SS와 WP의 회분 퇴적 관련 인자를 도출하기 위한 분석으로 회 융점(ash fusion temperature, AFT) 분석, ICP-OES (inductively coupled plasma-optical emi-ssion spectrometry) 분석과 XRF (x-ray fluorescence) 분석을 추가적으로 수행하였다.

2.3.1. Ash fusion temperature (AFT) 분석유동층 연소에서 회분 용융이 유발하는 슬래깅, 층 물질 응

집 등의 연소 장애 현상은 심각하다고 알려져 있다[9]. 또한 SS의 연소 과정에서 AFT는 중요한 의미를 지닌다. SS에 열을 가하면 증발이 일어나며, 탈휘발 과정을 통해 휘발분이 방출된다. 이 과정에서 생성된 열분해 가스는 SS를 더욱 가열시킨다. SS의 온도가 회분이 녹을 만큼의 충분한 온도까지 상승하면 회분의 응집 현상은 심화되고 열 전달에도 영향을 미치

게 된다. 또한 높은 산소 농도와 촤 연소는 회분이 녹는 현상을 촉진시키기 때문에 SS의 연소에서 연료의 크기와 AFT는

334 김동희ㆍ허강열ㆍ안형준ㆍ이영재

Table 2. Ash fusion temperature analysis results (Unit : ℃)

FuelAtmos-phere

condition

Initial deformation temperature

(IDT)

Softeningtempera-

ture(ST)

Hemis-pherical

temperature(HT)

Fluid tem-

perature(FT)

SS1Reducing

1124 1179 1197 1215SS2 1044 1157 1178 1206WP 1411 1449 1458 1461SS1

Oxidizing1102 1172 1186 1212

SS2 1121 1156 1172 1195WP 1462 1467 1472 1477

Table 3. Evaluation of slagging tendency as ash fusibility index

Fuel Unit AtmosphereconditionAsh fusibility index (AFI)

Evaluation of slagging tendency

SS1℃ Reducing

1138.6 SevereSS2 1070.8 SevereWP 1420.4 LowSS1

℃ Oxidizing1118.8 Severe

SS2 1131.2 SevereWP 1464.0 Low

Evaluation standard of slagging tendency as AFIEvaluation Low Medium High SevereAFI (℃) > 1343 1232 ~ 1343 1149 ~ 1232 < 1149

Table 4. ICP-OES and XRF analysis results of fuel ashes(Unit : mass fraction (%))

Anal-ysis Case Na2O MgO Al2O3 SiO2 K2O CaO TiO2 MnO Fe2O3

ICP-OES

SS1 1.02 7.45 11.80 19.94 3.46 6.50 0.95 1.60 6.55

SS2 6.23 6.70 11.23 16.20 4.12 7.91 0.75 1.15 6.41

WP 0.76 14.33 5.36 8.59 24.90 26.36 0.23 4.86 8.08

XRF

SS1 22.94 8.03 17.85 21.67 3.50 12.63 1.13 2.18 10.06

SS2 12.38 5.72 17.67 26.92 3.40 16.59 1.50 1.24 14.59

WP 8.60 3.52 3.42 2.18 21.25 51.83 0.36 4.99 3.51

Table 5. Evaluation standard of ash deposition tendency

IndexTendency

Low Medium HighBase-to-acid ratio (B/A) < 0.5 0.5 < B/A < 1 > 1

Silica-alumina ratio (S/A) < 0.31 or > 3 - 0.31 < S/A < 3

Iron-calcium ratio (I/C) < 0.31 or > 3 - 0.31 < S/A < 3

Total alkali (TA) < 0.3 0.3 < TA < 0.4 > 0.4

Bed agglomera-tion index (BAI) - - < 10

상당히 중요한 의미를 가진다[10].Table 2는 SS1과 SS2에 대하여 reducing과 oxidizing 조건에

서의 AFT 분석 결과를 나타낸 표이며, AFT 분석은 ISO 540에 따라 실험을 시행하였다. 또한 Gray와 Moore가 제안한 IDT (initial deformation temperature)와 HT (hemispherical tem-perature)를 이용하는 회 융점의 슬래깅 index[11]를 아래 Equation (1)과 같은 계산을 이용하여 도출하였다.

Ash Fusibility Index = (4IDT + HT)5 (1)

Table 3는 Equation (1)을 통해 도출한 회 융점 분석 결과를 나타낸 표이다. 회 융점 분석에 따른 슬래깅 잠재 지표[12]를 토대로 Table 3의 AFI (ash fusibility index)를 평가해 보았다. SS1과 SS2의 AFI는 reducing 조건에서 각각 1139 ℃, 1071 ℃이며, oxidizing 조건에서 각각 1138 ℃, 1070 ℃이다. 비교해보면, 두 가지 조건에서 수행된 SS1과 SS2 모두 AFI가 1149 ℃보다 낮으므로 슬래깅 경향성이 매우 높은 것을 알 수 있다. 또한 SS의 생산 시기에 따른 AFI 차이는 크지 않은 것을 확인하였다.

WP의 AFI는 SS에 비해 상당히 높은 수치를 보이며 슬래깅 경향성에서도 low로 평가된다. Table 1의 공업 분석 결과에서도 WP는 회분 함량이 0.4%로 상당히 낮은 회분을 가지고 있

기 때문에 WP의 회분으로 인한 연소 장애 현상은 거의 없을 것으로 판단된다.

2.3.2. 회 성분 분석회분은 보일러 내에서 슬래깅과 파울링을 유발하여 연소기

의 수명 및 발전 효율에 큰 영향을 미치기 때문에, 연료 특성을 평가할 때 회분의 슬래깅/파울링 가능성을 예측하는 것은 상당히 중요하다. 앞서 언급하였던 AFI는 회분의 용융으로 인한 문제들을 예측하는데 중요한 인자 중 하나이지만, 회분의 퇴적과 층 물질 응집 현상에 대한 문제는 추가적인 분석이

필요하다[13]. 따라서 본 연구에서는 전기로를 이용하여 만들어진 SS와 WP의 회분의 ICP-OES 분석과 XRF 분석 결과를 이용하여 슬래깅/파울링 가능성을 예측하였고, 분석 결과는 Table 4에 나타내었다. 또한 분석 결과를 토대로 회분의 거동과 퇴적 경향과 관련된 인자를 Equation (2)~(6)을 통해 도출하였다[14,15]. Table 5에 나타나있듯 슬래깅/파울링 가능성을 예측하는 인자들은 경향을 나타내는 수치이기 때문에 절

대적인 값이 큰 의미를 가지지는 않는다.Table 4의 ICP-OES 분석 결과, SS1과 SS2의 회분 성분은

큰 차이를 보이지 않았고, WP의 회분 성분과는 전체적으로 다른 경향을 보였다. 또한 Table 6의 ICP-OES 분석 결과에 따른 슬래깅/파울링 가능성 예측 결과에서는 SS는 B/A 비, WP는 I/C를 제외하고는 높음으로 평가되었고 전체적으로 SS와 WP 모두 회분 퇴적이 발생할 가능성은 높은 것으로 분석

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석 335

Table 6. Ash deposition tendency as ICP-OES and XRF analysis results of fuel ashes

Case B/A S/A I/C TA BAI

ICP-OES

SS1 0.73 m 1.69 h 1.01 h 4.48 h 1.46 hSS2 0.89 m 1.44 h 0.81 h 10.36 h 0.62 hWP 5.20 h 1.60 h 0.30 l 26 h 0.31 h

XRFSS1 1.41 h 1.21 h 0.80 h 20.75 h 0.38 hSS2 1.14 h 1.52 h 0.89 h 11.6 h 0.93 hWP 13.44 h 0.64 h 0.07 l 29.86 h 0.12 h

※ Slagging/fouling tendency h: high, m: medium, l: low

Table 7. Experimental set up of pilot-scale BFB reactorBubbling fluidized bed reactor specification

Parameter Unit ValueType - Bubbling fluidized bed

Temperature ℃ < 900Reactor diameter m 0.4Reactor height m 4.3

Bed material height m 0.6Fluidization velocity m s-1 0.4 ~ 0.8

Properties of bed materialProperty Symbol Unit Value

Mean diameter dp µm 460Particle density ρs kg m-3 2800

Bulk density ρb kg m-3 1400Sphericity φ - 0.62

Classification - - B

되었다. 또한 TA 결과, SS와 WP 모두 파울링 가능성이 높다고 판단되는 기준인 0.4보다 매우 높아 파울링의 가능성이 높은 것으로 사료된다. 그리고 모든 연료가 10보다 크게 작은 BAI를 보이고 있어 층 물질의 응집 발생 가능성 또한 높은 것으로 판단된다.

슬래깅/파울링 가능성에 대한 더 정확한 예측을 하기 위하여 ICP-OES 분석 결과와 XRF 분석 결과를 동시에 확인하였고, 평가된 슬래깅/파울링 가능성을 Table 6에 비교하였다. ICP-OES 분석 결과를 이용하여 도출한 슬래깅/파울링 인자들을 XRF 분석 결과를 이용하여 도출한 수치와 비교해보면 B/A 비에서 근소한 차이를 보인다. ICP-OES 분석 결과를 이용한 B/A 비는 슬래깅/파울링 가능성이 중간 경향을 보이는 반면, XRF 분석결과를 이용한 예측 결과에서는 높음 경향을 보이고 있다. 하지만 전체적으로 슬래깅/파울링 가능성 평가에서 ICP-OES와 XRF 분석 결과 모두 대체적으로 높음 경향을 보이고 있고, WP의 I/C 비는 두 결과에서 동일하게 낮음으로 평가되었다. 따라서 각각의 연료에서 ICP-OES 분석 결과와 XRF 분석 결과를 사용한 슬래깅/파울링 경향 예측 결과에 큰 차이가 없음을 알 수 있고, 슬래깅/파울링이 발생할 가능성이 높은 것을 알 수 있다.

Base-to-acid ratio B/A = CaO+MgO+K2O+Fe2O3+Na2O

SiO2+Al2O3+TiO2(2)

Silica-alumina ratio S/A = SiO2Al2O3

(3)

Iron-calcium ratio I/C = Fe2O3CaO

(4)

Total alkali TA = Na2O + K2O (5)

Bed agglomeration index BAI = Fe2O3

K2O + Na2O(6)

슬래깅/파울링 가능성에 대한 더 정확한 예측을 하기 위하

여 ICP-OES 분석 결과와 XRF 분석 결과를 동시에 확인하였고, 평가된 슬래깅/파울링 가능성은 Table 6에 나타내었다. ICP-OES 분석 결과를 이용하여 도출한 슬래깅/파울링 인자들을 XRF 분석 결과를 이용하여 도출한 수치와 비교해보면 B/A 에서 근소한 차이를 보인다. ICP-OES 분석 결과를 이용한 B/A 비는 슬래깅/파울링 가능성이 중간 경향을 보이는 반면, XRF 분석결과를 이용한 예측 결과에서는 높음 경향을 보이고 있다. 하지만 전체적으로 슬래깅/파울링 가능성 평가에서 ICP-OES와 XRF 분석 결과 모두 대체적으로 높음 경향을 보이고 있고, WP의 I/C 비는 두 결과에서 동일하게 낮음으로 평가되었다. 따라서 각각의 연료에서 ICP-OES 분석 결과와 XRF 분석 결과를 사용한 슬래깅/파울링 경향 예측 결과에 큰 차이가 없음을 알 수 있고, 슬래깅/파울링이 발생할 가능성이 높은 것을 알 수 있다.

3. 실험방법

3.1. 층 물질 및 연료 선정Table 7는 본 실험에 사용된 층 물질의 물성치와 유동층 반

응기의 특징을 나타낸 표이다. 체를 사용하여 층 물질의 입도 분포를 구하였고, 입도 분포를 기반으로 평균입도를 도출한 결과, 층 물질의 평균 입도는 460 µm이다. 또한 층 물질의 전용적 밀도와 공극을 측정하여 입자 밀도를 계산한 결과, 입자 밀도는 2800 kg m-3이다. 본 연구에 사용된 층 물질의 구형도는 입자 밀도와 평균 입도를 기반으로 0.62인 land sand를 가정하였다. 또한 층 물질의 범위는 Geldart B의 범주에 해당한다.

최소 유동화 속도를 구하기 위하여 Equation (7), (8)를 이용하였다.

Remf = C12 + C2Ar - C1 (7)

336 김동희ㆍ허강열ㆍ안형준ㆍ이영재

Figure 2. Schematic diagram of bubbling fluidized bed reactor system.

Remf = Umfρgdp / µg (8)

Ar = 9.81 × dp3ρg(ρs - ρg) / µg2 (9)

Equation (7)에서 Ar은 아르키메데스 수이고, C1과 C2는 상수를 뜻한다. 또한 아래첨자 p는 층 물질, g는 유동화 매체(산화제)를 의미한다. Grace [16]에 의해 제안된 Ar은 Equation (9)와 같고 Ar, C1, 그리고 C2를 바탕으로 본 실험에 적용된 층 물질의 최소 유동화 속도 0.21 m s-1를 도출하였다.

3.2. 실험 장치의 구성본 실험에 사용된 100 kWth급 파일럿 규모의 기포 유동층

반응기의 전체적인 구성은 Figure 2과 같다. 반응기는 직경 400 mm, 높이 4300 mm의 기포 유동층 반응기 형태이며, 반응기에 대한 간략한 정보는 Table 7에 함께 나타내었다. 그리고 반응기 하부에 층 물질의 유동을 위한 분산판이 설치되어

있다. 반응기 내부 벽면에는 7개의 T/C (thermocouple)와 7개의 P/T (pressure transmitter)가 설치되어 있고 반응기 출구 직전에 유동의 역류를 확인하기 위하여 P/T가 설치되어 있다. 반응기 내 T/C와 P/T는 분산판을 기준으로 높이 400, 700, 1000, 1500, 1900, 2500, 3000 mm의 위치에 설치되어 있다. 또한 분산판 하단에는 층 물질의 예열과 온도 및 산화제 제어

가 용이하도록 T/C와 P/T가 설치된 예열기(preheater)가 설치되어 있다. 예열기의 측면에 설치된 버너를 통해 LPG와 공기를 연소시켜 반응기 내의 층 물질을 예열하였다. 예열 단계가

끝나면 LPG 공급을 중단하고 예열기에 산화제인 공기만 투입하였다. 또한 산화제의 원활한 공급을 위하여 2개의 라인을 통해 예열기에 공기를 주입하였고, 각각 MFC (mass flow controller)를 사용하여 제어하였다. 그리고 예열기의 공기는 반응기와 예열기 사이에 설치된 분산판을 통해 반응기에 공

급되었다. 연료는 더블 스크류 방식의 피더를 사용하여 반응기의 상부에서 공급하였고, 직경 10 mm 이하의 크기로 파쇄되어 반응기 내로 투입되었다.

반응기 후단에는 연소 후 생성된 회분과 비산된 층 물질의

포집을 위해 2개의 cyclone을 설치하였고, 그 후에는 free board의 압력을 조절하여 연소 후 생성된 배기가스가 연료 투입 장치로 유입되는 것을 방지하기 위해서 I.D. fan을 이용하였다. I.D. fan의 운전 속도는 P9과 P10의 압력을 기반으로 제어될 수 있도록 구성하였다. Stack을 통해 배출되는 배기가스 분석을 위하여 Testo 350 K를 이용하였다.

또한 반응기에서 연소 후 생성되는 회분의 포집을 위하여

1차 cyclone에 포집 시스템을 설치하였으며 구성은 Figure 2에 나타나 있다. 원통형 구조인 1차 cyclone에 설치되어 있는 회분 포집 장치를 이용하여 ash를 추출하였으며, 포집은 SUS 316L 재질의 소결 망 필터(sintered mesh filter)를 이용하였다. 1차 cyclone에서의 ash와 층 물질의 온도를 고려하여 금속 재질의 필터를 적용하였고, 진공 펌프를 이용하여 포집을 용이하게 하였다. 또한 고온의 유체와 분진으로 인해 발생할 수 있는 진공 펌프의 오작동을 방지하기 위하여 진공 펌프 전단에

콜드 트랩을 이용하여 분진을 제거하고 유체를 냉각시켰다.

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석 337

Table 8. Operating conditions of BFB reactorUnit C1 C2 C3 C4

Fuel type - SS2 SS2 SS1 WPFeeding rate Kg h-1 18 13.5 10.3 19

Thermal input kW 96.5 72 54.5 96.1ER - 1.34 1.61 1.6 1.65

Fluidization number - 4.5 4.05 3.5 3.8

Air flow rate L min-1 2492 2246 1956 2077

Figure 3. Mean temperature in the reactor according to height.

Figure 4. Mean pressure in the reactor according to height.

Table 9. Mean temperature and pressure at pre-heater and cyclone

Parameter UnitCase

C1 C2 C3 C4Tpre

℃76.4 73.5 94.3 102.2

T8 525.9 472.2 415.7 459.5T9 365.1 325.3 291.3 279.3Ppre

mm H2O

1142.7 1055.2 970.1 1017.5P9 -25.3 -25.2 -19.8 -15.0P10 -14.9 -15.2 -10.1 -9.9

3.3. 실험 조건 및 방법본 연구는 pilot-scale 기포 유동층 반응기에서 SS의 연소

특성을 분석하기 위하여 수행되었고, WP 연소와의 비교를 통해 분석을 진행하였다. 사용된 연료는 Table 1의 SS1, SS2, WP와 같으며 각각의 연료를 전소하여 실험을 진행하였다. 실험 조건에 대한 자세한 내용은 Table 8에 나타내었다. 반응기에 투입되는 연료량은 열량을 기준으로 54.5 ~ 96.5 kWth 범위로 실험을 진행하였고, ER (Equivalence ratio)은 1.3 ~ 1.6의 범위를 넘지 않도록 유지하였다. 산화제는 산소를 사용하였으며, Umf (Fluidization Number)는 800 ℃ 기준으로 계산하여 3.8 ~ 4.5 Umf를 유지하였다. 4.5 Umf 이상에서는 반응기 내의 층 물질이 산화제의 과도한 유속에 의해 비산되어 cyclone으로 넘어가는 현상이 급격히 발생하였기 때문에 최대 4.5 Umf를 기준으로 실험 조건을 설정하였다.

연료 투입 전에 반응기 예열은 고체연료가 원활하게 연소

될 수 있는 온도(약 500 ℃)까지 가열시켰고, 연료를 투입하면서 LPG의 공급을 중단하였다. 예열 단계에서 연료 투입단계로 넘어갈 때 과도한 연료와 공기가 들어가면서 반응기의

온도가 하락할 수 있는 문제를 방지하기 위하여 연료 투입단

계에서 연료와 공기의 양을 단계를 나눠 점차 늘려나갔다.

4. 결과 및 고찰

4.1. 기포 유동층 반응기 연소 실험Figure 3과 Figure 4는 각각 실험 조건 별로 반응기의 수직

방향을 기준으로 반응기 내부 벽면의 온도와 압력 측정 결과

에 대한 평균 값을 나타낸 그래프이다. 측정은 실험 조건 설정 뒤 반응기가 안정화 된 후 약 30분 가량 실시간으로 측정하였고, 이에 대한 평균값을 그래프에 나타내었다.

반응기 내부의 평균 온도 분포는 실험 조건에 따라 절대적

인 값의 차이는 있지만, 경향은 모두 유사했다. 각 위치 별 온도를 살펴보면 T1 ~ T3가 모든 실험에서 가장 높은 온도를 보이고 있다. 이는 연료가 반응기 상단에서 투입되어 반응기 내로 유입되었을 때, 층 물질에 의한 유동화가 가장 활발한 위치에서 주된 연소 반응이 형성되었기 때문이다. 이후 반응기 상단으로 올라갈수록 외부 열 손실로 인하여 온도가 점차

적으로 감소하고 있다. Table 9에서 T8, T9의 온도를 보면 반응기를 나온 연소 가스가 1차, 2차 cyclone을 지나면서 온도

가 급격하게 감소하는 것을 확인할 수 있다. 이는 반응기 후단에 cyclone을 제외하고 별도의 냉각 장치가 없기 때문에 300 ℃ 정도의 높은 온도로 배출되게 된다.

Table 8에서 C1과 C4의 운전 조건이 가장 높은 입열량을 보이고 있으며, 고위발열량 기준으로 약 96 kWth이다. 다음으로 C2, C3 순서로 연료량이 감소하는데, 이로 인해 온도는 전체적으로 입열량이 감소할수록 낮아진다. 그러나 비슷한

338 김동희ㆍ허강열ㆍ안형준ㆍ이영재

(a) C1 (b) C2

(c) C3(d) C4

Figure 5. Volume fraction of O2, CO2 in flue gas.

수준의 입열량에도 불구하고 C1의 반응기 내부의 온도가 C4보다 높은 이유는 ER 차이 때문이다. C1의 ER은 1.34이며, C4의 ER은 1.65로, 과잉공기가 더 많이 투입되었기 때문에, 이로 인한 냉각효과가 반응기 온도 감소에 영향을 미친 것으

로 판단된다. C2와 C3는 입열량도 C1에 비해 낮고, 더 높은 ER로 인하여 C1보다 더 낮은 온도 분포를 보이고 있다.

압력 측정 결과는 온도 측정 결과에 비해 각 케이스 별로

큰 차이를 보이고 있지 않다. 하지만 Table 9에서 확인할 수 있듯이 예열기 챔버의 압력인 Ppre에서는 투입되는 공기가 늘어날수록 높은 압력을 보이고 있다. 또한 Figure 4에서 유동화 및 연소가 일어나는 P1 ~ P3 구간의 압력 변화는 운전 조건 별로 유사한 경향을 보이고 있으며, 압력의 차이도 매우 작았다. 각각의 조건에서 투입된 공기는 최소 유동화 속도를 만족하기 위한 공기량의 3.5 ~ 4.5배이고, 해당 공기량의 범위에서는 유동화가 진행되는 동안에는 압력의 민감도가 크지

않다는 것을 알 수 있다. 연소 영역을 제외한 P4 ~ P8 구간은 압력 변화가 매우 작으며, 1차 cyclone 후단과 stack에 위치한

P9와 P10의 압력은 ID-fan의 운전으로 음압을 형성하고 있으며, P8과 P9의 압력 차이를 40 ~ 50 mmH2O 수준으로 유지하도록 하였다.

Figure 2에서 도시한 T9의 위치에서 TESTO 350 K 가스 분석기를 이용하여 실시간으로 연소 가스의 조성을 측정하였

고, O2, CO2는 Figure 5, CO, NOx, SO2는 Figure 6에 각각 도시하였다.

Figure 6(a), Figure 6(b)에 각각 나타난 C1과 C2의 배기가스 성분은 정성적으로 유사하게 나타났으며, NOx는 약 700 ~ 800 ppm, SO2의 경우 300 ~ 400 ppm의 수치를 보였다. NOx 중 thermal NOx는 1300 ℃ 이상의 온도에서 주로 생성되며[17], 반응기 내부 벽면 온도는 최대 900 ℃를 넘지 않았기 때문에 thermal NOx의 생성 비율은 높지 않을 것으로 판단된다. 이와 같은 연소 환경에서는 연료 중 N 성분이 원인이 되는 fuel NOx라고 판단된다. 연소 과정에서 생성되는 fuel NOx는 주로 연료의 휘발분(HCN, NH3)과 촤와 반응하여 생성된다. 하지만 반응기 내의 온도가 낮아질수록 탈휘발 과정에서

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석 339

(a) C1 (b) C2

(c) C3 (d) C4Figure 6. Volume fraction of CO, NOx, SO2 in flue gas.

연료의 N 성분은 분리되지 않고 연료에 남아 있는 비율이 커진다[18,19]. 또한 이러한 경향은 고급 석탄보다 저급 석탄이나 바이오매스에서 뚜렷하게 나타난다[20,21]. 이렇게 남은 N 성분은 촤 연소 과정에서 촤와 반응하여 fuel NOx를 생성하게 된다[22].

하지만 C1과 C2에 사용된 SS2의 질소 함량은 5% 수준으로 SS1에 비해 3% 정도 낮지만, C1의 NOx 수치가 SS2을 사용한 C3의 NOx 수치보다 1.5배 높게 측정되었다. 이는 운전조건 차이에 의한 연소성 차이로 판단된다. 투입되는 SS1과 SS2의 수분 함량 차이로 인한 경도 차이가 존재하였고, SS1의 경우 연료 투입 장치에서 미분된 형태의 연료가 투입되는

경우가 발생하였다. 상단 투입 방식의 유동층 반응기의 경우, 연료가 중력에 의해 낙하되어 층 물질과의 열 교환을 통해

연소되는 반응기로, 연료의 형태와 무게가 중요하다. 무게가 가벼워 층 물질과 만나지 못하고 불완전 연소된 경우, 배기가스 중 미연 가스인 CO의 함량이 높아지고 불완전 연소 조건으로 인해 연료의 질소와 황이 NOx와 SO2로 전환되는 충분한 조건을 형성하지 못한다. 이와 같은 이유로 SS1과 SS2의 연소 가스 조성 차이가 생긴 것으로 판단되며, SS2의 질소

함량이 낮음에도 불구하고 C3에 비해 C1과 C2에서 NOx 수치가 높게 측정된 것으로 판단된다. SS1과 SS2의 황 함량은 0.1%의 차이를 보이고 있다. 하지만 C1에 비해 C3의 SO2 수치가 절반 정도로 측정되었으며, 앞서 언급한 바와 같이 NOx 수치가 발생한 원인과 같은 이유로 판단된다. Figure 6(d)에 나타낸 C4의 경우, C1 ~ C3에 비해 CO, NOx 그리고 SO2 모두 현저하게 낮은 값을 보이고 있다. 우선적으로 Table 1에 나타난 WP의 원소 분석 결과를 살펴보면, WP의 질소 함량은 SS2와 비교하여 약 1/3 수준이다. 황 함량은 거의 없으므로 NOx, NO 그리고 NO2 배출량은 SS 연소에 비해 현저히 낮은 수준이며, 특히 SO2는 거의 배출되지 않았다.

Table 10은 실험 조건 별로 배기가스 측정 값의 평균을 나타낸 표이다. CO 측정 결과를 통해 연소성을 판단해보면, C3의 경우 CO 수치가 C1과 C2의 수치와 비교하여 약 4배 정도 높은 611.1 ppm으로 측정되었다. 이는 앞서 C3의 낮은 NOx 배출량을 설명하며 언급되었던 SS1의 낮은 경도로 미분된 연료가 층 물질과 충분히 열 교환하며 연소하지 못하고 바로

cyclone으로 넘어가면서 생성된 미연 가스로 판단된다. 따라서 C3의 CO 수치가 C1과 C2에 비해 높은 값을 보이는 것으

340 김동희ㆍ허강열ㆍ안형준ㆍ이영재

Table 10. Mean value of flue gas emissions at stack

Parameter UnitCase

C1 C2 C3 C4O2

Vol.%10.0 11.0 11.6 11.5

CO2 9.6 8.7 8.1 9.1CO

ppm

135.2 174.1 611.1 88.4NOx 789.5 718.4 445.7 64.5NO 788.5 715.5 439.5 64.4NO2 1.0 2.9 6.1 0.01

SO2 391.4 303.4 209.7 0.01

Table 11. XRF analysis result of ashes captured in sintered mesh filter (Unit : mass fraction (%))

Case Na2O MgO Al2O3 SiO2 K2O CaO TiO2 MnO Fe2O3C1 10.40 3.90 15.61 29.26 4.20 15.86 1.69 2.70 16.38

C2 9.29 5.30 17.24 27.33 4.17 16.19 1.59 2.97 15.92

C3 11.48 5.53 17.54 26.32 4.04 15.93 1.49 2.83 14.84

C4 4.35 0.87 15.24 46.59 7.94 14.48 0.84 0.94 8.75

Table 12. Ash deposition tendency as XRF analysis result of ashes captured in sintered mesh filter

Case B/A S/A I/C TA BAI

C1 1.14 h 1.21 h 0.80 h 21.13 h 0.38 h

C2 1.10 h 1.58 h 0.98 h 10.30 h 1.18 h

C3 1.14 h 1.50 h 0.93 h 11.90 h 0.96 h

C4 0.58 m 3.06 l 0.60 h 11.44 h 0.71 h

* Slagging/fouling tendency h: high, m: medium, l: low

로 판단되며, 유동층 연소로에서 상단 투입 방식은 연료의 형태가 중요하다는 것을 알 수 있다. 이에 반해 연료가 펠렛의 형태로 일정하는 투입되는 C4의 운전 조건에서는 CO 배출량이 낮고 안정적으로 유지되고 있으며, 배출량 또한 C1의 절반 정도의 수준이다. 종합적으로 상단 투입 방식의 유동층 연소로에서 연료의 경도와 형태가 배기가스 조성에 큰 영향을

미친다는 것을 본 연구를 통해 확인하였다.또한 C1 ~ C3까지 운전 조건 별로 O2가 감소함에 따라

CO2, NOx 그리고 SO2 모두 증가하는 반면, CO는 감소하는 경향을 보이고 있다. 감소되는 O2만큼 CO의 산화 반응을 통해 CO2로의 전환율이 증가하고, 연소 과정에서 NOx와 SO2 생성 시 O2를 소비하기 때문이다. 이러한 차이는 반응기에 투입되는 열량의 차이는 있으나, 실제로 연소성에 큰 영향을 미치는 ER의 차이에 의한 결과로 판단된다. 같은 연료인 SS2가 사용된 C1과 C2의 ER는 각각 1.34와 1.61로 약 0.3의 ER 차이가 있다. 따라서 C2에서 연소에 관여하는 산소 이외에 여분의 공기를 가열하기 위해서 사용되는 열량이 C2가 C1에 비해 많으므로, 연소 반응에 사용되어야 할 열량의 소비가 C1에 비해 C2가 높다. 이 같은 이유로 전체적인 반응 생성물인 CO2, NOx 그리고 SO2가 평균적으로 C1에 비해 C2가 전반적으로 낮은 결과를 도출한 것으로 판단된다. 하지만 이와 다르게 C3는 C2와 동일한 ER로 운전되었지만, 미분된 연료의 투입으로 인하여 C3의 연소성이 C2에 비해 좋지 않다. 따라서 C3의 CO가 높게 측정된 반면 다른 CO2, NOx 그리고 SO2와 같은 반응 생성물은 C2의 60% 수준으로 낮게 측정되었다. 이는 많은 미연 가스 발생으로 CO의 산화 반응이 상대적으로 적게 발생하였고, 이로 인해 추가적인 NOx와 SO2 생성이 억제되었음을 알 수 있다. 하지만 이는 운전 조건에 의한 영향보다는 반응기 내에 투입된 연료의 입도 차이에 의한 결과로

판단된다. 하지만 SS1과 SS2 모두 WP에 비해 높은 NOx와 SO2 생성률을 보이고 있고, 미연 가스인 CO의 배출량 역시 높게 측정되고 있다.

3.2. 기포 유동층 반응기 연소 후 회분 분석앞서 2.3.2에서 연료의 회분 조성을 이용하여 슬래깅/파울

링 경향성을 분석하였다. 하지만 Table 1에서의 SS의 평균 회

분 함량은 26.2%, WP는 0.4%로 회분 함량에 있어 약 66배의 차이를 보이고 있기 때문에 실제로 회분 거동에 따른 연소

장애는 연소로를 이용한 실험이 필요하며, 본 연구에서 수행한 파일럿 규모의 기포 유동층 반응기 실험에서 포집된 회분

을 이용하여 추가적인 분석을 실시하였다.Table 11는 파일럿 규모 기포 유동층 반응기 연소 후 포집

된 회분을 기반으로 실험 조건별 회분의 XRF 분석 결과를 나타낸 것이다. 회분의 포집은 1차 cyclone에 설치된 회분 포집 장치를 이용하였고, 이에 대한 내용은 Figure 2에서 확인할 수 있다. 회분 분석은 2.3.2에서 이용한 슬래깅/파울링 경향성 예측 방법을 이용하였다.

연소 후 포집된 회분의 분석 결과, SS를 연료로 사용한 C1 ~ C3의 경우에는 원료의 회분을 분석한 Table 4의 결과와 전체적으로 매우 비슷한 경향을 보이고 있음을 알 수 있다. 또한 연소 후 회분 분석 결과에서 SiO2의 비율이 소폭 상승한 것을 볼 수 있는데, 이는 층 물질의 대부분은 SiO2로 구성되어 있기 때문으로 사료된다. 그리고 WP를 연료로 사용한 C4에서는 C1 ~ C3와는 전체적으로 다른 경향을 보이고 있으며, Table 4의 ICP-OES 결과에서는 SS의 절반 수준이었던 SiO2 함량이 연소 실험 후 포집된 회분 분석 결과에서는 SS의 약 두 배 수준을 보이고 있다. 이는 Table 1에서 WP의 회분 함량이 0.4%로 평균 26.2%의 회분 함량을 보이는 SS와 매우 큰 차이를 보이고 있기 때문이다. 기포 유동층 반응기에서 비산되는 층 물질의 양이 C1 ~ C3에서는 SS의 높은 회분 함량으로 인해 낮은 비율을 차지 하였지만, 회분 함량이 낮은 WP의 연소 실험인 C4에서는 비산되는 층 물질의 매우 높은 비율을 차지하였음을 알 수 있다.

Table 11을 바탕으로 예측된 Table 12의 슬래깅/파울링 가능성에서는 C1 ~ C3는 Table 6에서 원료의 회분 XRF 분석 결과를 통해 예측된 슬래깅/파울링 가능성과 일치되게 모두

파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용한 하수 슬러지 연소 특성 분석 341

Table 13. Unburned carbon and combustion efficiency for ashes captured in cyclone

Case Unburned carbon (wt%) Combustion efficiency (%)C1 1.2 99.2C2 0.9 99.4C3 1.2 99.3C4 1.8 99.9

높음으로 같은 경향을 보이고 있다. 하지만 C4의 경우, 원료의 회분 분석 결과를 토대로 예측된 슬래깅/파울링 가능성인 Table 6에서 B/A와 S/A가 높음으로 예측되었지만, Table 12에서는 B/A는 중간, S/A는 낮음으로 예측된다. 이는 앞서 설명한 WP의 낮은 회분 함량으로 인해 회분 포집 장치에서 포집된 회분에 층 물질이 높은 비율을 차지하고 있기 때문으로

사료된다. 층 물질로 인해 SiO2 비율이 높아지면 B/A의 절대적인 값이 떨어져 중간으로 예측되고, S/A의 절대적인 값은 증가하여 낮음으로 예측된다. 하지만 본 연구의 회분 분석 결과만으로는 회분의 퇴적과 거동을 예측하고 규명하기에는 어

려움이 있으며 추가적인 분석 기법의 도입이 필요할 것으로

보인다.Table 13은 실험 조건 별로 포집된 회분 내의 미연분과 이

를 기반으로 연소 효율을 나타낸 표이다. 회분 내의 미연분을 통해 연소 효율을 도출한 결과 모든 실험 조건에서 99% 이상의 연소 효율을 보였다. SS1과 SS2를 연소한 C1 ~ C3도 높은 연소 효율을 보였지만, 특히 WP를 연소한 C4에서 완전 연소에 가까운 연소 효율을 보였다.

본 연구에서는 파일럿 규모의 기포 유동층 반응기를 통해

SS와 WP의 연소 특성을 분석하였다. SS의 연소는 WP의 연소와 비교하여 배기가스 내의 CO, NOx 그리고 SO2가 높은 생성량을 보였으며, 연소 효율 또한 낮은 값을 보였다. 이 같은 결과를 토대로 SS는 WP과 비교하여 더 많은 연소 후 배출물이 측정되었고, 연소 효율 또한 소폭 낮은 것을 확인하였다.

4. 결 론

본 연구는 연료의 성분 분석, TGA 그리고 AFT 분석을 통해 하수 슬러지 고형연료(SS)와 우드 펠렛(WP)의 기본적인 연료 특성을 알아보고, 회분 분석을 통해 회분의 거동 및 퇴적 특성을 분석하고자 하였다. 또한 연소성을 파악하기 위하여 연료의 성상에 상대적으로 적게 영향을 받는 파일럿 규모

의 기포 유동층 반응기를 이용하여 두 연료의 연소 특성 연구

를 수행하였다. 연소 과정에서 배출되는 미연 가스와 연소 생성물을 측정하고 회분 내 미연분을 이용하여 연소 효율을 계

산하였다.1) TGA 결과, SS의 연소 영역은 주변 온도가 증가함에 따

라서 301 ~ 507 ℃의 범위로 두 단계 걸쳐서 특징적으로 나타났다. 또한 WP의 연소 영역은 346 ~ 466 ℃로 WP은 SS에 비해 상대적으로 좁은 온도 영역에서 급격한 연소가 진행되

었으며, 첫 번째 단계인 휘발분의 연소에 의해 대부분 연소가 완료되는 것을 확인하였다. 이를 통해 WP의 연소성이 SS에 비해 상대적으로 좋은 것으로 판단된다.

2) 회분의 거동과 퇴적을 예측하기 위해 AFT 분석을 수행한 결과, SS의 슬래깅 가능성은 매우 높은 것을 확인하였다. 또한 ICP-OES 분석과 XRF 분석을 통해 회분의 성분 분석을 실시한 결과, 두 가지의 분석 결과를 사용하여 예측한 파울링/슬래깅 가능성은 대부분 같은 경향을 보이고 있었으며, SS와 WP 모두 높은 슬래깅/파울링 가능성을 보였다.

3) 파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용하여 SS와 WP의 연소 실험을 진행한 결과, 각각의 조건에서 유동층 반응기 내부의 온도는 투입 열량에 따른 절대적인 값의 차이는 존재

하였지만 모든 조건에서 비슷한 경향을 확인할 수 있었다. 또한 배기 가스 측정 결과, SS의 NOx, SO2, 그리고 CO 의 배출량이 WP와 비교하여 높은 수치를 나타내었다. SS 연소의 경우 평균적으로 WP 연소보다 10.1배의 NOx 배출량과 3.5배의 CO 배출량을 보였다. 특히 WP의 연소의 경우에는 SO2는 거의 측정되지 않았다. 결과적으로 WP가 SS 연소 실험에 비해 더 안정적인 배기 가스 특성을 보이고 있음을 확인하였다.

4) 파일럿 규모 기포 유동층 반응기를 이용하여 연소 후 포집된 회분 분석 결과, SS와 WP의 연소 효율은 모두 99% 이상이었다. 또한 회분의 거동 및 퇴적 경향 인자 분석를 통해서 모든 조건에서 슬래깅/파울링 가능성이 연료의 회분 분석 결과와 마찬가지로 높은 것으로 나타났다.

위 결론을 바탕으로 기포 유동층 반응기에서 하수 슬러지

연소 시, 우드 펠렛에 비해 높은 NOx와 SO2 수치를 보였으며, 이에 따라 연소 가스 후처리 설비에 대한 부담이 가중될 것으

로 사료된다. 또한 높은 회분 함량과 높은 슬래깅/파울링 가능성으로 인한 열전달 효율 감소, 부식 등에 대한 문제를 충분히 고려하여 운전해야 할 것으로 판단된다.

감 사

본 연구는 산업통상자원부에서 지원하는 에너지기술개발

사업(20153010102130)의 지원으로 수행되었으며, 이에 감사드립니다.

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