서 론

각종 산업 및 발전시설, 운송시설 등 산업활동에 따른 대기오염물질 배출 증가로 인해 국·내외적으로 배출 규제가 강화되고 있는 실정이다. 더욱이 전 세계 수송물 량 규모의 80%를 담당하는 해상운송을 통해 배출되는 대기오염물질은 전체 운송수단 배출량에 큰 부분을 차 지하고 있으며, 선박엔진을 포함한 비도로 분야에서의 배기청정화에 대한 요구가 증대되고 있다. 선박의 경우 선박 디젤엔진에서 배출되는 대기오염물질은 입자상 오염물질과 가스상 오염물질이 있으며, 입자상 오염물 질의 경우 디젤엔진에서 배출되는 주요한 유해물질로 서 국제해사기구 및 미국, 유럽연합 등에서는 대기오염 배기 배출물로 규정하여 그 배출량에 대한 규제를 시행 하고, 규제를 강화해 나가고 있다. 가스상 오염물질의 경우 현재 Tier Ⅰ, Ⅱ 등을 통해 SO_X 및 NOX를 규제하고 있고 향후 점차 강화될 예정이다 (Oh et al, 2006; Pak et al, 2009; Lee and Doo, 2011; Kim et al, 2012). 선박의 경우 SO₂ 배출량 감소를 위해 연료의 황 함유량을 규제하고 있으나, 규제를 강화시킬 경우 초저유황 연료사용 또는 글로벌 (global) 및 ECA 지역별 엔진 연료를 변환하는 등 의 방식으로 운전을 해야 하므로 경제적으로 실현 불가 능하다는 의견에 따라, 2009년 MEPC에서 배기가스 정 화시스템의 가이드라인을 공개하여 SO_X 후처리 장치를 설치하여 배기가스 조성으로 동등한 황 함유량의 연료 를 사용하는 것으로 간주할 수 있도록 하였다 (Kim et al, 2013). 위와 같은 배기 규제에 부합하기 위해 선박용 배 기배출물 처리 장치개발이 필요하며, 이러한 입자상 오 염물질과 가스상 오염물질 동시제거를 위해서는 주로 세정집진기가 이용된다. 세정집진기는 분진을 수반하 는 가스 등을 미세 액적에 의해 세정하여 제거하는 장치 이다 (Cooper and Alley, 1994). 일반적으로 세정집진기 는 일반 건식 집진장치에 비해 처리가스의 온도 및 습도 에 큰 제한을 받지 않는 특징이 있다. 주요 세정집진기 로는 벤튜리 스크러버 (Venturi scrubber), 사이클론 스크 러버 (cyclone scrubber), 충전탑, 분무탑 등이 있다. 이 중 벤튜리 스크러버는 세정집진기 중 고효율 (90% 이상)의 장점을 지니지만, 압력손실 (250 mmH₂O 이상)이 타 세 정기에 비해 매우 높으며 세정액이 대량으로 요구되어 운전비가 많이 소요된다는 단점을 가지고 있다. 더욱이 기존 세정집진기의 문제점은 대기 오염물질 처리시 분 사되는 미세 액적의 장치외부로의 배출 가능성이 크며, 이를 해결하기 위해 장치 출구에 디미스터 (demister) 즉, 일종의 필터 (filter type)를 설치하여 액적의 배출이 최소 화 되도록 한다. 그러나 디미스터 설치시 미세 액적과 함께 응집된 먼지 등에 의하여 디미스터의 공극이 폐쇄 되어 디미스터의 주기적 교체 문제가 발생하며, 또한 물 분사시 분진에 의한 노즐 막힘 현상이 발생된다 (Cho and Kim, 1990; Koo et al, 2006; Kim, 2013).

본 연구는 낮은 압력손실 (100 mmH₂O 이하)과 고효 율 (98% 이상)을 유지할 수 있으며 소형 선박 및 어선에 적용 가능한 컴팩트형 시스템으로, 물 분사노즐 없이 디 스크 표면에 형성된 수막 (water film)에 의해 분진의 재 비산을 방지하여 포집효율을 증가시킬 수 있으며, 노즐 막힘현상을 유발하지 않으면서 미세 액적의 배출을 최 소화 할 수 있는 습식 세정 집진장치를 연구·개발하는 것이 중요 목적이다.

재료 및 방법

실험장치 및 방법

본 연구에서 사용된 실험장치 구성은 분진공급장치, 가스 주입장치, 습식 회전형 다공성 디스크 시스템 본 체, 흡입송풍기, 유입유속·압력손실 및 집진 효율 등을 측정할 수 있는 계측시스템으로 이루어져 있으며, 유입 유속과 압력손실, SO₂ 측정은 각각 열선풍속계 (model 6162 Kanomax, accuracy ±3%), 압 력 측 정 장 비 (midi LOGGER GL800 GRAPHTEC, accuracy ±0.25%), SO₂계 측장비 (E8500, E Instruments, accuracy ±0.25%)를 사용 하여 계측하였다. 시스템 유입유속은 원형 덕트 내 유속 을 측정함으로써 산출되었으며, 유속 측정점은 대기오 염 공정시험법에 의해 덕트 단면의 14.6%와 85.4%되는 지점을 선정하였다. 본 장치의 압력손실은 장치 입·출 구의 정압차에 의해 측정되었으며, 본 시스템의 이론적 압력손실을 나타내는 다음 식에 의해 평가·해석될 수 있다 (Kim and Yoa, 2010).

여기서, P_n과 P_n–1은 디스크 전·후에서의 압력, υ_in은 시 스템 유입유속 (m/s), D_t는 튜브직경 (mm), d_i는 디스크 간 간격 (mm)이다.

시스템 집진특성을 파악하기 위해 집진효율은 중량 법 (gravity-metric method)에 의해 아래의 식으로 해석할 수 있다 (Cho and Kim, 1990).

여기서, η_t는 총괄집진효율, m_in, m_out은 입·출구 중량농 도 (g/m³)이다.

Fig. 1은 본 집진장치의 실험을 위한 전체 시스템에 관한 모식도이다. 실험장치 최단부의 스크류방식 입자 공급장치에 의해 유입된 입자는 시스템의 유입·출부 에서 샘플링되어 운전시간동안 샘플링된 분진질량을 측정하여 식 (2)에 의해 시스템 집진효율을 산정하였다. SO₂ 가스 또한 믹싱챔버 (mixing chamber)에 의해 최대 한 혼합하여 유입·출부의 SO₂ 농도를 전술한 계측장비 에 의해 제거효율을 분석하였다.

Fig. 2는 습식 회전형 디스크 시스템의 모식도이다. 본 시스템은 다단 (5단)으로 구성된 다공성 디스크의 절반 이 물에 잠기도록 저수조를 설치하고, 축 회전을 통해 축에 장착된 디스크 표면의 가이드 베인에 의해 수조의 물을 끌어올려 디스크 표면에 수막이 형성되도록 하였 다. 다단으로 구성된 이웃하는 각 디스크의 다공홀에 장 착된 튜브는 서로 교차되도록 구성하여 미세먼지의 포 집효과가 증대되게 하였다.

Fig. 3은 본 시스템의 각 단의 전면과 측면 단면도의 상세한 구성을 나타낸 것이다. 디스크는 직경 195 mm, 전·후단 간격은 10 mm, 튜브 직경은 8, 10 mm 이며, 각 단별로 24개씩 전단과 후단의 튜브가 서로 교차하도록 구성되어있다. 튜브와 튜브사이에는 안내깃 (guide vane)을 설치하여 디스크의 표면에 수막이 잘 형성되도 록 하였다.

Fig. 4는 본 시스템의 기류패턴 및 입자 포집 메커니즘 을 나타낸 그림이다. 분진을 함유한 강한 기류가 디스크 의 튜브를 통과할 때 고속의 분사류를 형성하여 높은 관 성력에 의해 미세분진은 기류를 이탈하여 후단의 디스 크 전면에 형성된 수막 (water film)에 충돌·포집되며 (impaction 효과), 디스크에 인접한 기류에 함유된 미세 먼지는 난류 및 브라운 확산에 의해 포집된다. 디스크 표면에 포집된 분진은 수막에 부착되어 재비산 되지 않 으며, 포집되지 않은 미세입자는 기류를 따라 다음 단으 로 이동하여 동일 과정을 반복하면서 집진될 수 있다 (Yoa and Kim, 2007).

본 시스템의 압력손실 및 집진특성을 해석하기 위해 유입유속, 튜브직경, 단 (stage) 수, 디스크 회전수 등의 실험변수로 실험을 수행하였으며, 이에 따른 실험조건 을 Table 1 에 나타내었다.

실험용 분진

임팩션 (impaction) 및 확산 등의 주요 집진메커니즘 은 입자크기에 크게 의존되므로 입자상 오염물의 입경 분포는 집진특성에 중요 변수가 될 수 있다. 실험에 사 용한 분진은 화력발전소에서 채취한 입자로 입경 분석 기 (GRIMM Aerosol Dust Monitor & Counters)를 통해 분 석하였으며, 입경별 분포를 Fig. 5에 나타내었다. 입경 분석기는 15개의 채널을 이용하여 입자의 수 농도 (particle number concentration)를 측정하였으며, 개수기준 평 균입경은 0.63 µm로 나타났다.

결과 및 고찰

압력손실 특성

본 시스템의 압력손실은 집진효율과 더불어 시스템 설계의 중요인자가 된다. 압력손실에 영향을 미치는 주 요 실험변수로 시스템 유입유속, 단 수, 튜브 직경 등을 들 수 있다. 압력손실은 식 (1)에 의해 해석될 수 있으며, 이들 변수에 따라 압력손실특성이 변화될 수 있다.

Fig. 6은 본 시스템의 유입유속 (υ_in) 및 단 수 증가 (1~5단)에 따른 압력손실 변화를 나타낸 것이다. υ_in= 1.08 m/s (튜브통과유속 υ_t=9 m/s)인 경우 9, 14, 21, 28, 33 mmH₂O, υ_in=1.80 m/s (υ_t=15 m/s)에서 17, 27, 39, 51, 64 mmH₂O로 단 수 증가에 따라 압력손실은 증가하며, 유입유속 증가에 따라 압력손실 증가 구배는 증대되었 다. 각 단에서 유입유속이 증가할 때 식 (1)에 의해 압력 손실은 유속의 제곱에 비례하여 증가함을 알 수 있다.

Fig. 7은 본 시스템에서 유입유량 Q_in=0.85 m³/min (υ_in =1.8 m/s)일 때 튜브직경 및 단 수 증가 (1~5단)에 따른 압력손실 변화를 나타낸 것이다. 튜브직경 D_t=10 mm (튜브통과유속 υ_t=15 m/s)인 경우 단 수 증가에 따라 17, 27, 39, 51, 64 mmH₂O, D_t=8 mm (υ_t=23.4 m/s)의 경우 28, 44, 60, 76, 95 mmH₂O로 단 수 증가에 따라 압력손실 은 증가하며, 튜브직경 8 mm인 경우 10 mm에 비해 압력 손실은 약 1.5배 높게 나타났다. 이는 동일 유량일 때 튜 브직경이 작을수록 튜브통과유속이 증가하기 때문이 며, 식 (1)에 의해 압력손실은 증가한다.

입자상 오염물질의 집진 특성

본 시스템의 집진효율에 영향을 미치는 중요 변수는 유입유속, 단 수, 튜브 직경, 회전수 등이며 주요 포집 메 커니즘은 임팩션 효과, 차단, 난류확산, 브라운 확산 등 이 될 수 있다 (Kim et al, 2002). 본 시스템은 압력손실 (압력강하)에 따른 수위차로 인해 Fig. 2에서 보듯이 후 단으로 갈수록 수위는 높아지며 전단은 후단에 비해 더 많은 수의 튜브가 집진에 관여한다. 따라서 후단으로 갈 수록 전단에 비해 튜브통과유속 증가에 따른 관성력증 대로 미세입자의 집진에 효과적이다. Fig. 8은 디스크 회 전수 12 rpm (습식시스템)에서 유입유속 및 단 수 증가 (1~5단)에 따른 집진효율을 나타낸 것이다. υ_in=1.08 m/s (υ_t=9 m/s)에서 단별 집진효율은 42.2, 80.8, 89.6, 91.5, 92.0%, υ_in=1.80 m/s (υ_t=15 m/s)의 경우 68.5, 92.2, 94.7, 96.8, 98.4%로 단 수와 유입유속이 증가할수록 집 진효율은 상승하였다.

임팩션효과가 중요 메커니즘인 시스템에서 포집효율 50%의 절단입경 (cut-off diameter)은 식 (3)으로 표현된 다 (Ji et al, 2001).

여기서, d_p,cut는 절단입경 (µm), µ는 가스의 점성계수 (g/cm-s), Stk는 Stokes 수, ρp는 입자밀도 (g/cm³), C_c는 커 닝햄 보정계수, υ_t는 튜브통과유속 (m/s)이다.

시스템에서 절단입경보다 큰 입자는 포집되므로 식 (3) 에서 보는 바와 같이 유속이 증가함에 따라 절단입경은 감소하며, 이에 따라 집진효율이 증가함을 알 수 있다.

또한 시스템 전단 (1, 2단)에서 높은 집진효율을 나타 내며, 후단으로 갈수록 효율 상승구배는 감소함을 알 수 있다. 이는 전단에서는 주로 입경이 큰 입자가 포집되 며, 후단으로 갈수록 포집되지 않은 미세입자의 낮은 관 성력에 의해 집진효율이 감소하기 때문이다.

Fig. 9는 5 단에서 디스크 회전수 및 유입유속에 따른 집진효율을 나타낸 것이다. υ_in=1.08 m/s에서 회전수의 증가 (0, 9, 12, 15 rpm)에 따른 집진효율은 86.6, 91.8, 92.0, 92.2%, υ_in=1.80 m/s인 경우 93.2, 98.4, 98.4, 98.4% 로 나타났다. 회전수가 0 rpm (dry-type)인 경우, 즉 디스 크에 수막이 형성되지 않은 경우 회전수 9, 12, 15 rpm으 로 수막을 형성시킨 디스크 (wet-type)보다 5% 정도 낮 은 집진효율을 보였으며 회전수 9, 12, 15 rpm의 경우 집 진효율의 차이가 없었다.

습식 (wet-type)의 경우 디스크의 수막형성에 의해 디 스크에 포집된 입자의 재비산을 건식 (dry-type) 시스템 에 비해 최소화 할 수 있으며, 튜브를 통과한 높은 속도 의 분사류와 수막의 충돌현상에 의해 생성된 미세액적 과 입자와의 접촉이 집진효율 상승에 기여한 것으로 판 단된다.

Fig. 10은 5 단, 디스크 회전수 12 rpm에서 튜브직경 및 튜브통과유속에 따른 집진효율특성을 나타낸 것이다. 튜브직경 D_t=10 mm에서 튜브통과유속 υ_t=9, 12, 15 m/s (υ_in=1.08, 1.44, 1.8 m/s)의 경우 92, 95.7, 98.4%, 동일 튜브통과유속조건에서 D_t=8 mm인 경우 92.5, 96.5, 99.2%의 집진효율을 나타냈다. 튜브통과유속이 증가함 에 따라 집진효율이 증가하였으며, 동일 튜브통과유속 에 서 D_t=8 mm가 10 mm인 경 우 보 다 집 진 효 율 이 0.2~0.8% 더 높았다. 이는 위의 식 (3)에서 보는 바와 같 이 튜브직경이 감소함에 따라 절단입경은 감소하며, 이 는 집진효율 상승을 의미한다.

Fig. 11은 5 단, 회전수 12 rpm에서 유입유속 및 유입농 도변화에 따른 집진효율 특성을 나타낸 것이다. 유입농 도 C_in=1.5, 3, 4.5 g/m³에서 υ_in=1.08 m/s일 때 집진효율 은 90.8, 92, 93.6%, υ_in=1.80 m/s의 경우 97.7, 98.4, 98.6% 로 나타났다. 유입농도가 증가함에 따라 집진효율은 증 가하며, 이는 농도가 증가하면서 입자 운동에 영향을 주 는 항력 (drag force)이 감소하고, 분진 간의 응집으로 평 균입경이 커지는 효과가 더해져 관성력 증가로 인해 집 집효율이 상승한 것으로 판단된다.

가스상 오염물질의 제거효율 특성

본 시스템의 디스크 표면의 수막현상에 의한 흡수 (absorption) 메커니즘은 가스상 오염물의 주요 처리방 법 중의 하나로 물질 이동 원리를 이용하여 분리·제거 하는 방법이다 (Koo et al, 1993). 물질이 용액 내로 이동 할 때 물리·화학적 평형관계가 존재하며, 가스상 오염 물을 흡수액과 접촉시킬 때 물리적 평형한계 내에서 접 촉 면적을 크게 하고 접촉시간을 충분히 유지시키는 것 이 중요하다.

물리적 평형관계는 Henry의 법칙에 의해 다음과 같이 나타낼 수 있다 (Sawyer et al, 2008).

여기서, P_A는 기체분압, H는 Henry 상수, X_A는 액상 중의 가스농도이다.

본 시스템에서는 용해도가 비교적 높은, 즉 Henry 상 수가 낮은 SO₂ 가스를 선택하여 실험을 수행하였다.

Fig. 12는 5 단, 회전수 15 rpm일 때 유입유속에 따른 SO₂의 제거특성을 나타낸 것이다. υ_in=1.08, 1.44, 1.80 m/s일 때 SO₂ 제거효율은 각각 80, 65, 50%로 유입유속 이 증가함에 따라 SO₂의 제거효율이 감소하였다. 유입 유속의 증가는 유량증대에 의한 액 (수막)·가스비의 감소와 시스템내의 체류시간, 즉 가스－흡수액의 접촉 시간을 감소시켜 제거효율 감소를 초래한다.

Fig. 13은 5 단, υ_in=1.08 m/s 일 때 회전수의 변화에 따 른 SO₂의 제거효율을 나타낸 것이다. 회전수가 9, 12, 15 rpm인 경우 70, 75, 80%로 디스크의 회전수가 증가함에 따라 SO₂의 제거효율이 증가함을 알 수 있다. 이는 회전 수가 증가하면 디스크 표면의 수막형성주기가 짧아져 SO₂로 포화된 수막의 교체주기가 단축되므로 액·가스 흡수 (adsorption)효과가 증대되므로 SO₂의 제거효율이 증가한 것으로 판단된다 (Park et al, 2011).

Fig. 14는 5 단, 회전수 15 rpm에서 튜브직경 및 튜브통 과유속에 따른 SO₂의 제거효율을 나타낸 것이다. 튜브 통과유속 υ_t=9, 12, 15 m/s일 때 D_t=10 mm에서 80, 65, 50%, D_t=8 mm인 경우 85, 70, 60%로 튜브직경 감소 (D_t =10 → 8 mm)에 따라 동일 튜브통과유속에서 5% 이상 의 SO₂ 제거효율 상승을 나타낸다. 튜브직경의 감소는 튜브통과기류가 수막과 접촉할 수 있는 확률을 향상시 켜 SO₂의 제거효율이 증가하는 것으로 판단된다.

결 론

본 시스템은 다공성 디스크 일부가 저수조에 잠겨 회 전하면서 디스크에 수막현상을 유발하여 물 분사시스 템 없이 디스크에 포집된 먼지 입자의 재비산 방지 및 효율 증대를 유도할 수 있는 집진 시스템이다. 본 시스 템의 압력손실 및 집진특성을 해석하기 위해 유입유속, 디스크 회전수, 튜브 직경 및 유입농도 등 다양한 실험 변수에 따른 실험을 수행하여 시스템 최적설계를 위한 결과를 얻고자 하였다. 시스템 최고 유입유속 υ_in=1.8 m/s, D_t=10 mm에서 압력손실, 즉 ΔP는 64 mmH₂O로 기 존 고효율 습식 세정기인 벤튜리 스크러버 (ΔP=250 mmH₂O 이상)에 비해 매우 낮게 나타남을 알 수 있다. υ_in=1.8 m/s 및 디스크 회전수 0, 12 rpm에서 집진효율은 93.2, 98.4%로 0 rpm, 즉 건식시스템에 비해 12 rpm의 습 식시스템의 효율이 5%정도 높게 나타나며, 이는 디스크 에 형성된 수막에 의해 포집된 분진의 재비산을 감소시 키기 때문이다. 튜브통과유속 υ_t=15 m/s, D_t=8 mm에 서 집진효율은 99.2%로 D_t=10 mm의 98.4%에 비해 높 은 효율을 유지하는데, 튜브직경이 감소할수록 튜브통 과기류 중 수막과의 접촉비율이 높아지면서 효율증대 를 초래하는 것으로 판단된다. SO₂ 제거특성은 입자상 오염물질 제거와는 상반적으로 시스템 유입유속이 증 가할수록 제거효율은 감소하며, υ_in=1.08 m/s에서 디스 크 회전수증가 (9, 12, 15 rpm)에 따라 SO₂ 제거효율은 70, 75, 80%로 높게 나타남을 알 수 있다. 이는 회전수가 커지면서 디스크 표면의 수막형성주기가 짧아지며, 즉 SO₂ 가스로 포화된 수막의 교체주기가 단축되기 때문 이다. 본 시스템은 미세액적배출 없이 고효율 및 낮은 압력손실로 입자/가스상 오염물을 동시에 처리할 수 있 는 컴팩트형 습식집진장치로 선박 대기오염 저감시스 템의 기초설계에 효과적으로 적용될 수 있을 것으로 사 료된다.