서 론

대기오염의 심각성으로 인해 대기오염물질 배출규제가 더욱 강화됨에 따라 대기오염방지시설의 교체 및 보완을 위한 저비용 · 고효율의 집진장치 개발이 절실히 요구된다. 선박 디젤 엔진에서 배출되는 대기오염물질은 입자상 및 황산화물, 질소산화물 등의 가스상 오염물질로 분류할 수 있다. 이는 연료의 불완전 연소, 연료 중에 함유되어 있는 유황성분의 연소 및 연료 내에 화학적으로 결합된 질소 성 분의 연소 과정에서 주로 생성된다. 박용 기관에서 발생되 는 분진 등의 입자상 오염물질은 미국, 유럽연합 및 국제 해사기구 등에서 대기오염 유해물질로 규정하여 배출규제 를 시행하고 있으며, 황산화물 (SO_x), 질소산화물 (NO_x) 등의 가스상 오염물질의 경우 국제해사기구에서 Tier Ⅰ, Ⅱ 등을 통해 배출량 규제를 강화하고 있는 실정이다 (Jang et al., 2004; Lee and Doo, 2011; Kim et al., 2013a). 황산화물 배출농도 감소를 위해 연료의 황함유량 규제를 강화할 경우 초저황유 사용에 따른 연료 비용의 증가로 인 한 경제적 부담이 현실적 문제로 대두된다. 따라서 Marine Environment Protection Committee (MEPC)에서는 배기가 스정화 시스템의 표준 지표에 의해 SO_x 후처리 시스템을 구성하여 SO_x 배출농도 규제를 시행하도록 하였다 (Kim et al., 2013b). 일반 산업현장에서 SO_x 처리방법으로 석회 법, 암모니아법 등을 사용하며 NO_x 처리방법으로 비선택 적 촉매환원법 (SNCR), 선택적 촉매환원법 (SCR) 등을 사용하는데, 이는 입자상 오염물질을 처리하기 위한 집진 시스템과 더불어 별도의 부가적인 처리시스템이 요구되므 로 제한된 공간에서 입자상 오염물질, SO_x 및 NO_x를 단일 시스템으로 동시에 처리할 수 있는 후처리 설비가 필요하 다. 따라서 선박디젤기관에서 배출되는 입자 및 가스상 오 염물질 (SO_x, NO_x)을 단일 시스템으로 동시처리하기 위해 세정 집진기가 도입될 수 있다.

세정 집진기는 가스 중 부유되어 있는 분진 등을 액적 분사에 의해 세정하여 처리하는 장치로 주요 세정 집진 기로는 원심력 살수 집진기, 오리피스 세정 집진기, 분무 탑 등이 있다. 이 중 원심력 살수 집진기는 세정 집진기 중 고효율 (90% 이상)의 이점을 지니지만, 압력손실 (250 mmH₂O 이상)이 타 세정 집진기에 비해 매우 높고 장치의 규모가 대형화 될 수 있으며 운전비가 많이 소요 될 수 있는 단점을 가질 수 있다. 또한 기존 세정 집진기 는 오염물질 처리 시 분사된 액적이 장치외부로 배출될 가능성이 크기 때문에 이를 해결하기 위해 장치 출구에 디미스터 (demister, 일종의 filter)를 사용하여야 한다 (Yoa and Jang, 2014). 그러나 디미스터 사용 시 분사된 액적과 함께 응집된 분진 등에 의하여 디미스터의 공극 이 폐쇄되어 디미스터 교체주기가 단축되며, 이에 따른 운전의 연속성 및 유지비용에 대한 문제점이 발생된다.

따라서 본 연구에서는 적정 압력손실 (111 mmH₂O 이 하) 및 고효율 (99% 이상)을 유지할 수 있으며, 입자 및 가스상 (SO₂, NO₂) 오염물질의 동시처리가 가능한 컴팩 트형 집진 시스템으로 일반 세정 집진기의 문제점인 디 미스터 사용 없이 장치외부로의 액적배출을 최소화할 수 있는 습식 다단 임팩션 시스템을 연구 · 개발하고자 한다.

재료 및 방법

실험장치 및 방법

본 연구의 실험장치는 먼지 공급장치, 액적 분사 시스템, 다공성 플레이트 시스템 본체, I.D. Fan, 튜브통과유속 (즉, 시스템 유입유속), 압력손실 및 처리 효율 등을 측정할 수 있는 계측시스템으로 구성되어 있다. 유입유속은 열선풍속 계 (model 6162 Kanomax, accuracy ±3%), 압력손실은 압 력계측장비 (midi LOGGER GL800 GRAPHTEC, accuracy ±0.25%), SO₂ 및 NO₂ 측정은 휴대용 연소가스 측정기 (E8500, E Instruments, acuracy ±4%)를 사용하여 측정하였 다. 유입유속은 원형 덕트 내 유속을 측정함으로써 산출되 었으며, 유속 측정지점은 대기오염 공정시험법에 의해 덕 트 단면의 14.6%와 85.4%되는 지점을 선정하였다. 본 장치 의 장치저항 (즉, 압력손실)은 시스템 입 · 출구의 정압 차에 의해 측정되었으며, 본 시스템의 이론적 압력손실은 아래 의 식에 의해 해석될 수 있다 (Kim and Yoa, 2010).

여기서 P n과 P n − 1 은 플레이트 전 ‧ 후에서의 압력, υ i n은 시스템 유입유속, D t 는 튜브내경, d i는 플레이트- 튜브 간 거리이다.

본 장치의 집진특성을 분석하기 위해 분진 처리효율 은 중량법 (gravi-metric method)에 의해 다음의 식으로 해석할 수 있다 (Willeke and Baron, 1993).

여기서 η t는 총괄집진효율, m i n, m o u t은 입 · 출구 중 량농도 (g/m³)이다.

Fig. 1은 본 실험의 전체 시스템 구성에 대한 모식도 이다. 유량조절을 위해 인버터 (inverter)를 사용하여 I.D. Fan의 회전수를 조절하며, 시스템 입구 쪽에 위치한 스크 류 (screw)방식의 분진 공급 장치로부터 분진이 공급된다.

Fig. 2는 시스템 본체의 다단 (5 stage) 다공성 플레이트의 구성 및 배열을 나타내는 측면도이다. 본체 유입부에 액적 분사 시스템을 설치하고, 시스템 본체에 구성된 porous plate 는 폭 250 mm, 높이 210 mm 및 홀 직경 12 mm tube를 사용하였다. 각 stage를 통과하는 튜브는 지그재그로 교차 되며, 1 stage는 단층, 2~5 stage는 복층 구조로 블랙박스, 블랙홀로 구성되어 있고, 3~5 stage에는 블랙박스 내의 기 류유출을 위한 사각형의 out flow hole과 물 칸막이가 설치 되어 있으며, 블랙박스 내에 튜브가 일부 삽입되어 있는 형태로 분사액적의 배출을 최소화할 수 있도록 설계되어 있다. 1 stage에서 포집되지 않은 입자는 기류와 더불어 1 stage 튜브를 통해 가속화 되어 높은 관성력에 의해 기류를 이탈하여 블랙홀을 통해 블랙박스 내로 진입되면서 포집된 다. 1 stage에서 플레이트에 포집된 입자는 기류에 의해 재 비산의 가능성이 높지만, 2~5 stage의 경우 포집된 입자는 블랙박스 내에 누적되면서 재비산을 방지할 수 있다. 본 시스템은 stage 수가 증가할 때 위의 물리적 과정을 반복하 면서 집진효율이 증가되도록 설계되어 있다.

Fig. 3은 본 장치에서 각 stage의 단일 module을 통 해 기류에 부유된 분진 입자 및 미세액적이 블랙박스 내에 포집되는 과정을 나타내는 그림이다. Fig. 3의 (a) 는 1, 2 stage를 나타내는 그림으로, 이와 같은 형태는 액적 분사를 할 경우 기류에 부유되어 있는 먼지 입자 와 액적은 기류와 더불어 tube를 통해 가속화 되며, 관 성력이 높은 먼지 입자와 액적은 기류를 벗어나 블랙 박스 내에 진입되어 재비산 없이 집진될 수 있다. 그러 나 액적간의 응집현상으로 입경이 증가된 액적은 tube 하측 방향으로 중력에 의해 침강하여 하부 tube를 통해 다음 단으로 이동하면서 최종 stage (5 stage)를 통해 장치외부로 유출될 수 있다. 따라서 Fig. 3의 (b)와 같 은 형태 (3, 4, 5 stage)로 전단의 tube가 다음 단의 블 랙박스 내로 유입되고 tube 윗부분에 out-flow hole을 설치함으로써 기류가 다음 단으로 이동하도록 하고 튜 브하단에 물 칸막이를 설치하여 위와 같은 액적의 유 출을 최소화하였다.

본 시스템의 압력손실, 집진효율 특성을 알아보기 위 해 유입유속, stage 수, 액적 분사량 등의 실험 변수로 실 험을 수행하였으며, 이에 따른 실험조건을 Table 1에 나 타냈다.

실험에 사용한 분진은 H 화력발전소에서 미분탄 연소 기관에 의해 발생된 비산회재 (fly ash) 입자로 입도분포 측정기 (Beckman Coulter LS 13 320)를 사용하여 분진 의 입경분포를 측정하였다 (Fig. 4). 분진의 입경범위는 0.375~800 ㎛이며, 부피기준으로 79.6 ㎛의 평균입경을 나타냈다.

결과 및 고찰

압력손실 특성

본 시스템에서 각 stage에 걸쳐 발생하는 압력손실은 시스템 특성을 평가하기 위해 집진효율과 관련하여 본 장치 설계의 주요 변수가 된다. 장치에 걸리는 장치저항 즉, 압력손실특성은 식 (1)에서 보듯이 튜브통과유속, 단 수, 튜브내경 및 플레이트-튜브 간의 거리 등의 물리적 변수에 직접적으로 의존된다. Fig. 5는 유입유속 υ i n = 2.07, 2.76, 3.46 m/s에서 stage 수 증대에 따른 압력손실 변화를 나타낸 그림이다. Stage 수가 1에서 5까지 변화 함에 따라 υ i n = 2.07 m/s에서 11, 18, 25, 38, 42 mmH₂O, υ i n = 3.46 m/s에서 19, 40, 65, 85, 109 mmH₂O로 나타났다. Stage 수 증가에 따라 유속의 증가 에 의한 압력손실의 증가치는 더욱 커지는데, 동일 stage 에서 압력손실은 식 (1)에 의해 유속의 제곱에 비례해서 증가함을 알 수 있다. 본 시스템의 장치 저항 즉, 압력손 실 (ΔP)은 장치 동력소모 (Q·ΔP)와 직접 연관되므로 동일 처리 유량 (Q)에서 동력소모를 최소화하기 위해 적 정한 압력손실의 유지가 필요하다.

Fig. 6은 5 stage에서 액적 분사를 하지 않은 건식 (dry type)과 액적 분사량 (water spray) 300 mL/min 경우의 유 입유속에 따른 압력손실을 비교한 그림이다. 건식의 경우 유입유속 υ i n = 2.07, 2.76, 3.46 m/s에서 42, 70, 109 mmH₂O, 액적 분사를 한 경우 43, 71, 111 mmH₂O의 압력 손실을 나타냈으며, 건식의 경우보다 1~2 mmH₂O 정도 압력손실이 높아짐을 알 수 있다. 이는 분사 액적과 기류 와의 충돌에 의한 저항증가에 따른 미소한 압력손실 차이 로 액적 분사에 의한 영향은 거의 없는 것으로 판단된다.

입자상 오염물질의 집진효율 특성

본 장치의 포집효율에 영향을 미치는 주요 물리적 변 수는 시스템 유입 유속, 본체 stage 수, 액적 분사량 (액 · 기비) 등이며, 주요 집진 메카니즘은 임팩션, 확산, 먼 지 입자와 분사 액적과의 상호작용 등이 될 수 있다 (Kim et al., 2002).

Fig. 7은 건식의 경우, 시스템 유입 유속 및 단 수 증 가에 따른 본 시스템의 포집효율 특성을 나타낸 그림 이다. 유입유속 υ i n = 2.07, 2.76, 3.46 m/s (튜브통과 유속 υ t = 9, 12, 15 m/s)에서 1 stage의 경우 76.0, 77.3, 78.1%, 5 stage의 경우 91.2, 92.5, 93.0%의 집진 효율을 나타냈다. 유입유속이 증가하면서 임팩션 효과 의 증대 및 난류강도에 의한 와류 확산효과가 부가되 면서 집진효율은 상승한다 (Yoa, 2004). 임팩션 효과가 주요 메카니즘인 경우 집진효율 50%의 절단입경 (cut-off diameter)은 식 (3)으로 표현된다 (Ji et al., 2001).

여기서, d p , c u t는 절단입경, μ는 가스의 점성계수, Stk는 Stokes 수, ρ p는 입자밀도, C c는 커닝햄 보정계 수, υ t는 튜브통과유속이다.

식 (3)의 절단입경보다 큰 입자는 모두 포집된다고 가 정되므로 식 (3)에서 보듯이 튜브통과유속이 높아짐에 따라 절단입경은 작아지며, 이에 따라 포집효율이 증가 함을 알 수 있다. 더욱이 stage 수가 증가할 때 임팩션 메카니즘이 반복되면서 집진효율은 상승하지만 압력손 실이 높아지기 때문에 효율과 더불어 최적의 시스템 설 계가 요구된다.

Fig. 8은 습식(wet type) 시스템에서 유입유속 υ i n = 2.76 m/s, 액적 분사량 150 mL/min의 경우 단 수 변화에 따른 포집효율 특성을 나타낸 그림이다. 습식 시스템의 경우 stage 수 변화 (1→5 stage)에 따라 포집효율은 82.8%에서 99.4%까지 증대되며, 건식의 경우에 비해 모 든 stage 영역에서 5% 이상의 효율 증가를 나타냄을 알 수 있다. 이는 분사된 미세 액적 (직경 1 mm 내외)에 의 한 임팩션, 직접 차단 및 확산 등의 포집효과가 집진효 율 상승에 직접적으로 기여했기 때문이다.

Fig. 9는 습식 시스템에서 5 stage 경우 유입유속 및 액적 분사량에 따른 집진효율을 나타낸 그림이다. 액적 분사량 150 mL/min의 경우 유입유속 υ i n = 2.07, 2.76, 3.46 m/s에서 집진효율은 99.3, 99.4, 99.6%, 액적 분사 량 300 mL/min의 경우 99.4, 99.6, 99.8%의 높은 집진효 율을 보이며, 건식의 경우 91.2, 92.5, 93.0%를 나타낸다.

액적 분사량 300 mL/min, 유입유속 υ i n = 3.46 m/s에서 최대 99.8%의 효율로 건식에 비해 7% 정도의 높은 고효율을 안정적으로 유지하며, 이는 Fig. 8에서 언급한 바와 같이 분 사 액적에 의한 포집효율 상승효과에 의한 것으로 판단된다.

Fig. 10은 5 stage, υ i n = 2.76 m/s에서 유입농도 1, 3, 5 g/m³에 따른 집진효율을 비교한 그림이다. 건식 시스 템 (dry type)의 경우, 유입농도가 증가함에 92, 92.5, 94.5%의 집진효율로 2.5%의 집진효율이 증가함에 반해 액적 분사량 300 mL/min의 경우 99.5, 99.6, 99.8%의 집 진효율로 0.3%의 집진효율 증가를 보였다. 이는 건식의 경우, 먼지 농도가 높아지면서 먼지입자간의 충돌로 인 한 coagulation효과가 증가되며, 이로 인해 입경증가에 따른 관성력이 증가하기 때문이다. 액적 분사량 300 mL/min 경우, 액적분사에 따른 높은 액 · 기비에 의한 분 사 액적과 먼지 입자 간의 포집효과 증가에 비해 먼지 농도 증가에 따른 입자응집 효과가 상대적으로 약화되기 때문이다.

가스상 오염물질의 제거효율 특성

배출가스 중에서 오염성분을 제거하여 가스를 분리 · 정제하기 위해 물리적으로 흡수 (absorption), 흡착 (adsorption) 등의 방법이 사용된다. 분사 액적에 의한 흡 수 메카니즘은 가스상 물질을 액체에 흡수시켜 물질 이 동 원리를 이용하여 분리 · 처리하는 방법이다. 물질이 흡수액 (용매) 내로 이동 · 흡수될 때 물질이동의 한계 즉 평형한계 내에서 접촉 면적과 접촉 시간을 크게 유지시 키는 것이 중요하다. 물질 이동의 평형관계는 Henry의 법칙에 의해 아래와 같이 표현될 수 있다 (Seader JD and Henley JE. 2006).

여기서, P A 는 기체분압, H 는 Henry 상수, X A 는 흡 수액 중의 가스농도이다.

본 시스템에서는 박용디젤기관의 연소 부산물인 SO₂, NO₂의 제거특성을 알아보기 위해 유입유속, 분사 액적 및 암모니아수 (NH₄OH) 사용 등의 변수에 따른 실험을 수행하였다. SO₂는 물에 대한 용해도가 비교적 높고 NO₂는 상대적으로 물에 대한 용해도가 낮으며 즉 SO₂의 Henry 상수가 NO₂보다 상대적으로 작은 값을 가진다.

Fig. 11은 5 stage, 유입유속 υ i n = 2.76 m/s, SO₂ 및 NO₂의 유입농도 30 ppm에서 액적 분사량에 따른 제거 효율을 나타낸 것이다. 액적 분사량 150, 300 mL/min에 서 SO₂는 50, 63.3%, NO₂는 33.3, 50.0%의 제거효율을 나타내며, 액적 분사량의 증가에 따라 액 · 가스비가 높 아지면서 흡수액과 가스와의 접촉면적의 증대로 제거 효 율은 높아진다.

Fig. 12는 5 stage, 액적 분사량 300 mL/min, SO₂ 및 NO₂의 유입농도 30 ppm에서 유입유속 변화에 따른 제 거효율을 나타낸 것이다. 유입유속 υ i n = 2.07, 2.76, 3.46 m/s에서 SO₂는 70, 63.3, 56.7%, NO₂는 56.7, 50.0, 40.0%의 제거효율을 나타내며, 유입유속이 증가함에 따 라 제거효율이 감소하는 것을 알 수 있다. 이는 유량증 대에 의한 액 · 기비의 감소 (접촉면적의 감소)와 장치 내 의 잔류시간 즉 가스 · 흡수액의 접촉시간을 낮추어 처리 효율의 감소를 초래하기 때문이다. Fig. 11, 12에서 SO₂ 에 비해 NO₂의 제거효율이 동일 액적 분사량에서 더 낮 은 제거효율을 나타내는데, 이는 NO₂의 물에 대한 용해 도가 SO₂에 비해 낮기 때문이다. 또한 Fig. 8에서 보는 바와 같이 입자상 오염물의 처리를 위해 임팩션 효과에 의한 높은 유입유속이 필요하므로, 가스상 물질과 동시 처리를 위해서는 상호보완적 최적 시스템의 설계가 필요 하다고 판단된다.

Fig. 13은 SO₂와 NH₄OH의 몰 비에 따른 SO₂ 제거효 율을 나타낸 것이다. 유입유속 υ i n = 2.07 m/s, 암모니아 수용액 분사량 300 mL/min에서 NH₄OH의 농도에 따라 SO₂와의 몰 비를 조절하여 실험을 수행하였다. SO₂와 NH₄OH의 몰 비가 1:6, 1:4, 1:2 일 때 각각 80, 76.7, 73.7%의 제거효율을 나타냈다. 암모니아 수용액과 SO₂ 의 반응식은 다음과 같다 (Cho, 2008).

Fig. 14는 NO₂와 NH₄OH의 몰 비에 따른 NO₂ 제거율 을 나타낸 것이다. 유입유속 υ i n=2.07 m/s, 암모니아 수 용액 분사량 300 mL/min에서 NH₄OH의 농도에 따라 NO₂와의 몰 비를 조절하여 실험을 수행하였다. NO₂와 NH₄OH의 몰 비가 1:4, 3:8, 3:4 일 때 각각 70.0, 66.7, 60.0%의 제거효율을 나타냈다. 암모니아 수용액과 NO₂ 의 반응식은 다음과 같다 (Seo et al., 2015).

식 (7), (8)에 따라 SO₂와 NH₄OH는 1:2, NO₂와 NH₄OH 는 3:4의 몰 비로 반응하지만, 이론적 반응식에 따른 몰 비 와 달리 실제 반응 시 SO₂와 NO₂는 NH₄OH와 정량적으로 반응할 수 없기 때문에 NH₄OH를 과량으로 투입할수록 SO₂ 및 NO₂의 제거효율이 증가함을 알 수 있다.

결 론

본 연구에서는 박용 디젤기관의 대기오염물 처리를 위한 습식 다단 임팩션 시스템의 압력손실 및 집진특성 을 평가하기 위해 튜브통과유속, 단 수, 액적 분사량, 유 입농도 등의 물리적 변수들에 따른 실험을 수행하여 아 래와 같은 결과를 얻을 수 있었다.

사 사

본 연구는 2016학년도 부경대학교 자율창의학술연구비 (C-D-2016-0277) 지원에 의해 수행되었습니다.