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ISSN : 1225-0112(Print)
ISSN : 2288-4505(Online)

Applied Chemistry for Engineering Vol.32 No.2 pp.149-156
DOI : https://doi.org/10.14478/ace.2021.1007

Analysis on the Heat Exchange Efficiency of Kraft Recovery Boiler by Nose Arch Structure Using CFD

Yongho Jang^*,**, Hyundo Park^*,**,***, Kyung pil Lim^****, Hansin Park^****, Junghwan Kim^*†, Hyungtae Cho^*†

^*Green Materials and Processes R&D Group, Korea Institute of Industrial Technology, Ulsan 44413, Korea
^**Department of Chemical Engineering, Konkuk University, Seoul 05029, Korea
^***Department of Chemical and Biomolecular Engineering, Yonsei University, Seoul 03722, Korea
^****Project Part, MOORIM P&P Co., Ulsan 45011, Korea

^†Corresponding Author: Korea Institute of Industrial Technology, Green Materials and Processes R&D Group, Ulsan, 44413, Korea Tel: J. Kim: +82-52-980-6629, H. Cho: +82-52-980-6711 e-mail: J. Kim: kjh31@kitech.re.kr; H. Cho: htcho@kitech.re.kr

Received January 28, 2021 ; Review February 18, 2021 ; Accepted February 19, 2021

Abstract

A kraft recovery boiler produces steam for power generation by the combustion of black liquor from the kraft pulping process. Since saturated steam became superheated in a superheater above the furnace, it is important to increase the heat exchange efficiency for the superheated steam production and power generation. A nose arch at the bottom of the superheater is important for blocking radiation from the furnace which causes corrosion of the superheater. But the nose arch is the main reason for creating a recirculation region and then decreasing the heat exchange efficiency by holding cold flue gas after the heat transfer to saturated steam. In this study, the size of recirculation region and the temperature of flue gas at the outlet were analyzed by the nose arch structure using computational fluid dynamics (CFD). As a result, when the nose arch angle changed from 106.5° (case 1) to 150° (case4), the recirculation region of flue gas decreased and the heat exchange efficiency between the flue gas and the steam increased by 10.3%.

Key Words : Kraft recovery boiler , Nose arch (bullnose) , Recirculation region , Superheater , Computational fluid dynamics (CFD)

CFD를 활용한 크래프트 회수보일러 내부 노즈 아치 구조에 따른 열교환 효율 분석

장 용호^*,**, 박 현도^*,**,***, 임 경필^****, 박 한신^****, 김 정환^*†, 조 형태^*†

^*한국생산기술연구원 친환경재료공정연구그룹
^**건국대학교 화학공학부
^***연세대학교 화공생명공학과
^****무림P&P(주) 프로젝트부

초록

크래프트 회수보일러(kraft recovery boiler)는 펄프 공정에서 생성된 흑액을 연소하여 발전용 스팀을 생산하는 장치이 다. 특히 연소로 상단부에 존재하는 과열기(superheater)는 포화 증기가 연소가스와 열교환을 통해 과열 증기로 전환되 는 구간으로, 연소가스와 포화 증기 사이의 열교환 효율 향상은 발전용 과열 증기 생산량 증가 및 발전 효율이 증가하 므로 매우 중요하다. 과열기 하단부에 위치한 노즈 아치는 과열기의 부식의 원인이 되는 연소로에서 발생한 복사열을 막는 중요한 역할을 하지만, 연소가스 유동을 방해하여 포화증기와 열교환이 끝난 저온의 연소가스가 과열기를 나가 지 못하고 재순환되어 열교환 효율을 저하시키는 직접적인 원인이 된다. 따라서 본 연구에서는 CFD를 활용하여 노즈 아치 구조에 따른 재순환 영역의 크기와 연소가스 출구 온도를 비교하였다. 결과적으로 노즈 아치 하단부 각도를 106.5°에서 150°로 변경할 경우 연소가스의 재순환 영역이 감소하여 연소가스와 과열기 사이의 열교환 효율이 10.3% 향상되는 것을 확인하였다.

키워드 :

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Cited-By

Funding:

Korea Evaluation Institute of Industrial Technology(KEIT)
Kitech-JH-21-0006

1. 서 론

크래프트 회수보일러(kraft recovery boiler, 이하 회수보일러)는 펄 프제조공정에서 부산물로 생성된 흑액을 연소하여 무기물을 회수하 고 고압 스팀을 생산하는 장치이다[1-5]. 펄프제조공정의 단위공정 중 하나인 증해공정에서 리그닌과 여러 무기물로 구성된 흑액이 생성되 는데, 흑액은 회수보일러의 연료가 된다[6]. 연소가스는 급수와 열교 환을 통해 고온⋅고압 스팀을 생산하며, 생산된 스팀은 터빈과 발전 기를 통해 전력 생산에 활용된다는 점에서 회수보일러 내부 과열기의 열교환 효율 향상은 효과적인 에너지 생산과 직결된다[7,8].

회수보일러는 크게 연소로(furnace), 노즈 아치(nose arch 또는 bull- nose), 과열기(superheater), 보일러 뱅크(boiler bank), 절탄기(economizer) 등으로 구성되어 있는데 그중 연소로와 과열기 사이에 위치한 노 즈 아치는 연소로의 직접적인 복사열을 차단하여 과열기를 부식으로 부터 보호한다[1,7,9,10]. 그러나 노즈 아치에 의한 급격한 유로 변화 는 연소가스의 유동에 직접적인 영향을 주어 연소가스의 재순환 영역 (recirculation region)을 형성한다[1,11]. 노즈 아치에 의해 연소가스 유 동에 재순환 영역이 발생할 경우, 유속 저하에 의해 연소가스가 과열 기 부근에 체류하는 시간이 길어져 온도가 낮아진다. 결과적으로 열 교환 효율이 저하되며 심지어 스팀에서 연소가스로 역-열교환이 발생 하기도 한다[11].

노즈 아치 각도에 따른 연소가스의 재순환 영역은 회수보일러 설계 에서 중요한 변수가 되기에 전산유체역학(computational fluid dynamics, CFD)를 활용하여 많은 연구가 이루어져 왔다[12-14]. Vakkilainen 등은 노즈 아치 크기에 변화를 주어 생성된 재순환 영역의 크기를 비 교하였고[15] Lundborg 등은 동일한 크기의 노즈 아치에서 곡률에 따 른 재순환 영역 영역의 크기를 비교하였다[9]. Maakala 등은 천장 각 도와 노즈 아치 하단부 각도 변경에 따른 열전달 속도를 비교하였고 최대 열전달 속도를 갖는 디자인을 제시하였다[1].

본 연구에서는 실제 펄프 제조공정에서 가동되는 1200 tDS/day 규 모의 회수보일러를 모델링하였고 노즈 아치 하단 각도에 따른 추가 사례와 열교환 효율을 비교하였다. 타당성을 검증하기 위해 설계 온 도 데이터와 연구 모델의 수치해석 결과를 비교하는 방법으로 연구 모 델을 검증하였다. 노즈 아치 상단의 재순환 영역이 감소할수록 열교 환 효율이 향상된다는 Kawaji 등의 연구[11]를 바탕으로 본 연구에서 는 CFD를 활용하여 노즈 아치 각도에 따라 4가지 사례(106.5°, 110°, 130°, 150°)의 재순환 영역의 유속, 온도 결과를 도출하였다. 최종적으 로 4가지 모델 중 출구 온도가 가장 낮은 사례를 관측하여 열교환 효 율이 가장 우수한 사례를 확인하였다.

2. 수치해석 방법

2.1. 크래프트 회수보일러의 구성

회수보일러의 용량(흑액 연소)은 보통 500~7500 tDS/day이며 본 연 구에 사용된 회수보일러는 실제 펄프공정에서 사용 중인 용량 1200 tDS/day으로 펄프공장 규모는 소형이지만 크기 20 m(L) × 40 m(H) × 10 m(W)의 대형 회수보일러이다[7]. Figure 1은 펄프공정에서 사용 되는 회수보일러의 개략도를 나타낸 것이다. 회수보일러는 흑액이 연 소되는 연소로, 과열 증기를 생산하는 3개의 과열기, 포화 증기가 과 열기로 유입되기 전에 증기와 물을 분리하는 증기 드럼, 흑액 연소로 를 구성하는 월 튜브(wall tube), 과열기를 보호하는 스크린 튜브 (screen tube), 과열기를 통과한 연소가스의 열을 흡수하기 위한 보일 러 뱅크, 유입된 급수의 온도를 연소가스의 잔열로 1차적으로 상승시 키는 2개의 절탄기, 입자상 물질을 모아 배출하는 집진기(precipitator), 열교환이 끝난 연소가스가 배출되는 덕트(duct) 등으로 구성되어 있다 [12]. 과열기는 스팀이 흐르는 여러 튜브들로 구성되어 있으며, 일반 적으로 튜브는 열교환 효율을 향상시키기 위해 여러 다발로 묶어서 사 용한다. 튜브 다발은 여러 번 접힌 형태로 평면 형태의 플랫튼(platen) 을 이루며, 이러한 플랫튼이 일정한 간격으로 배열되어 하나의 과열 기를 구성한다. 본 연구에 사용된 회수보일러는 이와 같은 방법으로 구성된 3개의 과열기가 연소로 상단에 위치해있다. 과열기2와 과열기 3은 20개의 플랫튼으로 구성되어있으며 과열기1은 41개의 플랫튼으 로 구성되어 있다.

회수보일러의 열원인 연소가스는 연소로로 유입되는 흑액과 공기 가 연소하여 생성된다. 연소가스는 과열기2, 과열기3, 과열기1, 보일러 뱅크, 절탄기2, 절탄기1, 덕트 순으로 흐른다. 절탄기1, 절탄기2를 거쳐 증기 드럼으로 유입된 급수는 낙차에 의해 월튜브, 스크린 튜브, 보일 러 뱅크로 공급되어 열을 흡수한 뒤 증기 드럼을 들어와서 물과 분리 된 포화증기로 전환하여 과열기1, 과열기2, 과열기3을 거치며 연소가 스와 열교환하여 발전용 증기를 생산한다. 연소가스와 급수는 보일러 뱅크와 절탄기에서 방해판과 핀에 의해 항상 향류식으로 열교환이 이 루어진다. 보일러 뱅크를 지난 포화 증기는 과열기1로 유입되고 과열 기2와 과열기3을 지나 과열 증기가 된다. 다만 증기가 과열기1에서는 연소가스와 향류식으로 열교환을 하지만, 과열기2와 과열기3에서는 연소가스와 병류식으로 열교환이 일어난다.

Figure 1은 연소가스의 재순환 영역이 노즈 아치 상단부와 과열기3, 과열기1 하단부에 형성되는 것을 표현한 개략도이다. 재순환 영역은 일반적으로 연소가스가 급격하게 방향이 바뀌는 유로를 지날 때 발생 하며, 이러한 재순환 영역은 스팀과 과열기 외부를 지나는 연소가스 사이의 열교환 효율을 저하시키는 원인이 되기 때문에 스팀 생산량과 발전량에 직접적인 영향을 미친다.

2.2. 해석영역

본 연구의 목적은 노즈 아치 구조에 따라 형성된 재순환 영역으로 인한 노즈 아치 상단의 연소가스 평균 유속과 온도를 사례별로 비교하 는 것이다. 본 연구에서는 회수보일러 전체에 대해서 모델링을 진행하 지 않고, Figure 2에 표시한 것과 같이 연소로 상단부터 보일러 뱅크 직전까지만 모델링을 진행하였다. 연소로 하단부와 보일러 뱅크 이후 구간의 모델링을 진행하지 않은 이유는 해당 구간의 연소가스 유동이 노즈 아치 상단의 재순환 영역 형성에 영향을 주지 않기 때문이다.

Figure 2(a)는 실제 공정의 회수보일러를 바탕으로 본 연구 모델의 해석 영역을 나타낸 것이다. 연소가스의 입구는 Figure 2(b)와 같이 모 델의 하단부에 위치해 있으며 균일한 유속 조건을 가정한 연소가스가 유입되고 출구 영역은 과열기 오른편에 위치해 있다. 해석 영역은 Figure 2(b)와 같이 과열기 상단 x축 방향 길이는 10.50 m, y축 방향 높이는 21.65 m, z축 방향 길이는 8.00 m이며 노즈 아치 하단부 각도 가 106.5°이다.

Figure 3은 과열기를 구성하는 플랫튼으로 Figure 3(a)는 하나의 플 랫튼을 x-y 평면에 나타낸 것이고 Figure 3(b)는 겹쳐진 N개의 플랫튼 을 아래에서 본 개략도이다. 플랫튼을 구성하는 튜브는 열교환 효율 을 향상시키기 위해서 여러 다발이 접힌 형태로 평면 형태의 플랫튼 을 만들며, 이와 같은 플랫튼이 일정한 간격으로 배열하여 하나의 과 열기를 구성한다. 실제 회수보일러의 과열기는 플랫튼으로 구성되어 있으나 수치해석 과정에서 플랫튼을 판 형태로 간주하더라도 유동에 미치는 영향이 적어 본 연구에서는 과열기2, 3의 20개와 과열기1의 41개의 플랫튼을 직육면체로 가정하고 구현하였다[1,9,16].

2.3. 격자 조건

모든 사례에 대해 uniform sizing, growth rate 1.10으로 격자 조건을 설정하였고 81개의 플랫튼에 격자 요소 크기를 50.0 mm로 설정하였 다. 회수보일러 CFD 모델 격자는 5512549개의 nodes와 27878649개 의 elements로 구성되어 있다. 격자 모델은 격자 품질(mesh quality)을 나타내는 몇 가지 지표를 통해 우수한 품질의 격자와 조악한 품질의 격자로 나뉠 수 있다.

Skewness (왜도)는 격자 품질을 나타내는 대표적인 지표 중 하나로 격자가 등변 다각형으로부터 벗어난 정도를 뜻하며 0부터 1 사이 값 중 0에 가까울수록 우수한 격자 품질을 나타낸다. Table 1은 skewness 와 orthogonal quality의 격자 품질 기준을 나타낸 것이다. skewness의 최대값이 0에서 0.25 사이의 값을 가질 경우 격자 품질이 가장 우수하 며, 최대값이 0.25에서 0.50 사이의 값을 가질 경우 격자 품질이 매우 우수, 최대값이 0.50에서 0.80 사이 값을 가질 경우 격자 품질이 우수, 최대값이 0.80에서 0.94 사이 값을 가질 경우는 격자 품질이 허용 가 능한 수준이다. 이외의 값을 갖는 경우는 격자 품질이 나쁘다는 것을 뜻하며 최대값이0.98에서 1.00 사이 값일 경우 격자 모델로 사용하는 것이 불가능하다[17,18].

Orthogonal quality (직교 품질)은 격자 품질을 나타내는 또 다른 지 표 중 하나로 법선 벡터와 격자 중심에서 면 중심까지의 벡터로 계산 되고 0부터 1 사이 값 중 1에 가까울수록 우수한 격자 품질을 나타낸 다. Table 1과 같이 orthogonal quality는 skewness와 다르게 1에 가까운 값을 가질수록 우수한 격자 품질의 지표로 사용된다. Orthogonal quality의 최소값이 0.95에서 1.00 사이 값일 경우 격자 품질이 가장 우수, 최소값이 0.70에서 0.95 사이 값일 경우 격자 품질이 매우 우수, 최소 값이 0.2에서 0.69 사이 값일 경우 격자 품질이 우수, 최소값이 0.15에 서 0.20 사이 값일 경우 격자 품질이 허용 가능한 수준이다. 이외의 경 우 격자 품질이 나쁘다는 것을 의미하며 최소값이 0에서 0.001 사이 값일 경우 허용 불가능하다[17,18]. 본 회수보일러 CFD 모델의 skewness 최대값은 0.85로 0.80에서 0.94 사이 값으로 허용 가능하며 orthogonal quality 또한 최소값 0.15로 0.15에서 0.20 사이 값을 가지며 허용 가능한 기준치를 만족한다.

Figure 4은 회수보일러를 구현한 CFD 모델의 격자 모델을 나타낸 것이다. Figure 4(a)와 (b)와 같이 플랫튼과 노즈 아치 부근의 해석영 역에서는 격자를 연소로와 출구 부근 대비 조밀하게 생성하였는데 그 이유는 과열기와 노즈 아치 부근의 연소가스는 조밀하게 배열된 과열 기의 직접적인 영향을 받으며 유동하므로 정확한 해석을 위해서는 많 은 격자가 필수적이기 때문이다.

Figure 5는 과열기를 구성하는 플랫튼에 50 mm로 일정한 크기의 격자를 생성한 것을 x-z 평면 기준으로 나타낸 것이다. 연소가스는 좌 측의 과열기2에서부터 우측의 과열기1로 이동한다. 실제 회수보일러를 바탕으로 구현한 연구 모델은 과열기2, 과열기3, 과열기1 순서대로 플 랫튼이 20, 20, 41개씩 존재한다.

2.4. 지배 방정식

회수보일러 내부 연소가스 유동을 정상상태 3차원 유동으로 가정하 였다. 모델 내에서 연소가스는 질량과 운동량을 보존하며 유동하므로 식(1)의 연속방정식, 식(2)의 운동량 방정식을 사용하였다. 또 연소가 스와 과열기 사이에서 열전달을 구현하기 위해 식(4)의 에너지 보존 방정식을 사용하였다. 난류모델로는 전반적으로 넓은 영역의 유동해 석에서 안정적이고 합리적인 정확도를 제공하는 것으로 알려진 k - ε standard 난류모델[12]을 적용하였고 이는 식(5)의 난류 운동에너지 방 정식, 식(6)의 난류 운동에너지 소산율 방정식으로 표현된다[18,19,20].

2.4.1. 연속 방정식

\frac{\partial ρ}{\partial t} + \nabla \cdot (ρ \vec{υ}) = S_{m}

(1)

t는 시간, ρ는 밀도, $\vec{υ}$ 는 총괄 속도 벡터, ∇는 델 연산자, S_m는 분 산된 2차상으로부터 연속상에 추가된 질량항이다.

2.4.2. 운동량 방정식

\frac{\partial}{\partial t} (ρ \vec{υ}) + \nabla \cdot (ρ \vec{υ} \vec{υ}) = - \nabla ρ + \nabla \cdot (\bar{τ}) + ρ \vec{g} + \vec{F}

(2)

ρ는 압력, $ρ \vec{g}$ 는 밀도와 중력 가속도 벡터 곱으로 나타낸 중력 체적 힘, $\vec{F}$ 는 외부 체적 힘 벡터, $\bar{\bar{τ}}$ 는 응력 텐서로 다음과 같이 주어진다.

\bar{τ} = μ [(Δ \vec{υ} + Δ {\vec{υ}}^{T}) - \frac{2}{3} Δ \cdot \vec{υ} I]

(3)

T는 온도이며 μ는 분자 점성계수, I 는 단위 텐서이다.

2.4.3. 에너지 보존 방정식:

\frac{\partial}{\partial t} (ρ E) + Δ \cdot (\vec{υ} (ρ E + p)) = - Δ \cdot (\sum_{J} h_{j} J_{j}) + S_{h}

(4)

E는 총 에너지이며 p는 압력, h_j는 화학종 엔탈피이며 J_j 는 확산 플 럭스이고 S_h는 사용자 설정항이다. 본 해석영역에서 연소가스의 질량 과 운동량은 보존되므로 연속 방정식과 운동량 방정식을 적용하였고 벽면과 과열기 연소가스 사이에서 열교환이 이루어지므로 에너지 보 존 방정식을 설정하였다.

2.4.4. 난류 운동에너지 방정식

\begin{array}{l} \frac{\partial}{\partial t} (ρ k) + \frac{\partial}{\partial x_{i}} (ρ k u_{i}) = \\ \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(μ + \frac{μ_{t}}{σ_{k}}) \frac{\partial k}{\partial x_{i}}] + G_{k} + G_{b} - ρ \in - Y_{M} + S_{k} \end{array}

(5)

2.4.5. 난류 운동에너지 소산율 방정식

\begin{array}{l} \frac{\partial}{\partial t} (ρ \in) + \frac{\partial}{\partial x_{j}} (ρ \in u_{j}) = \\ \frac{\partial}{\partial x_{j}} [(μ + \frac{μ_{t}}{σ_{\in}}) \frac{\partial \in}{\partial x_{j}}] + C_{1 \in} \frac{\in}{k} (G_{k} + C_{3 \in} G_{b}) - C_{2} ρ \frac{\in^{2}}{k} + S_{\in} \end{array}

(6)

k는 난류 운동에너지 항, μ_t는 난류 점성계수, ∈는 난류 운동에너지 소산율, G_k는 속도구배로 인한 난류운동에너지 생성항, G_b는 부력에 의한 난류 운동에너지 생성항, Y_M 는 전체 소산율에 대한 압축성 난류 의 변동성 팽창에 대한 기여항, S_k는 사용자 설정항이며 식(7)와 같이 계산된다.

G_{k} = - ρ \bar{{u^{'}}_{i} {u^{'}}_{j}} \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}}, G_{b} = β g_{i} \frac{μ_{t}}{P r_{t}} \frac{\partial T}{\partial x_{i}}, Y_{M} = 2 ρ \in M_{t}^{2}

(7)

난류 점성계수 μ_t는 식(8)와 같이 표현되고 k- ∈ standard 난류모델 에서 상수로 계산되는 $C_{1 \in}, C_{2 \in}, C_{μ}, σ_{k}, σ_{\in}$ 는 식(9)으로 주어진다.

μ_{t} = ρ C_{μ} \frac{k^{2}}{\in}

(8)

C_{1 \in} = 1.44, C_{2 \in} = 1.92, C_{μ} = 0.09, σ_{k} 1.0. σ_{\in} = 1.3

(9)

2.5. 경계 조건

본 연구에서는 노즈 아치 구조에 따라 노즈 아치 상단에 형성되는 재순환 영역과 연소가스와 스팀 사이의 열교환 효율을 계산하고자 하 였으며, 상용 전산유체역학 코드인 ANSYS FLUENT 19.0를 사용하여 k- ∈ standard 난류모델과 정상상태 조건 하에서 수치해석을 수행하였 다. 유속과 압력 사이의 관계는 SIMPLEC[21] 알고리즘을 통해 계산 되었고 재순환 영역의 유속과 온도는 재순환 영역의 부피 평균값을 이용하였다. Table 2는 연소가스에 대한 경계 조건을 나타냈다. 경계조 건으로 사용된 연소가스 유량은 회수보일러 설계 유량인 61.1 Nm³/s 를 사용하였으며, 이를 바탕으로 4.09 m/s 균일한 유속을 가정하였다. 특히 연소가스의 물성은 H₂ 3 mol%, H₂O 4 mol%, CO 6 mol%, CO₂ 13 mol%, O₂ 5 mol%, N₂ 68 mol%, CH₄ 1 mol%로 가정하였으며[7], 연소가스의 온도는 회수보일러의 설계 온도인 931.0 ℃로 설정하였 다. 또한 급수의 온도는 과열기의 튜브 온도와 차이가 크지 않으므로 급수의 온도를 과열기의 튜브 온도로 가정하였다. 과열기의 튜브 온 도는 실제 공정에서 운전 중인 회수보일러 내부의 튜브 평균 온도를 사용하였으며, 과열기2, 과열기3, 과열기1 튜브 온도는 각각 367.8, 371.2, 335.7 ℃로 설정해 수치해석을 진행하였다.

3. 결과 및 고찰

3.1. 회수보일러 CFD 모델 검증

노즈 아치 구조에 따른 사례 연구를 진행하기 위하여 실제 회수보 일러와 동일한 각도인 106.5°로 CFD 모델을 개발하였다. 본 단락에서 는 개발한 회수보일러 CFD 모델의 신뢰성을 검증하기 위해 펄프 제 조 기업에서 운전 중인 회수보일러에서 측정한 회수보일러 운전 데이 터와 CFD 결과값을 비교하였다. Table 3은 연소가스의 입구 온도와 과열기2 온도에 대한 운전 데이터와 CFD 결과값을 나타낸 것이다. 과 열기2 온도에 대한 운전 데이터와 CFD결과값은 각각 835.0, 782.8 ℃ 로 6.2%의 오차율을 보였다. 이를 바탕으로 본 연구에서 사용한 회수 보일러 CFD 모델의 신뢰성을 확보하였고 본 CFD 모델을 이용하여 사 례 연구를 진행하였다.

3.2. 노즈 아치 구조에 따른 사례 연구

일반적으로 유체의 유동은 유로의 급격한 변화에 영향을 받으며, 회 수보일러에서는 노즈 아치 하단부 각도를 증가시키면 연소가스가 흐 르는 유로의 방향이 완만하게 변하며 재순환 영역의 감소로 이어진다. 따라서 본 연구에서는 노즈 아치 하단부 각도를 사례1(base case)보다 증가시킨 모델로 사례를 구성하였으며, 총 4가지 사례를 바탕으로 연 구를 진행하였다.

Figure 6은 4가지 사례에 대한 CFD 모델의 단면도를 나타낸 것으 로 (a)부터 (d)까지 각각 노즈 아치 하단부 각도가 106.5°, 110°, 130°, 150°이다. 노즈 아치 하단부 각도가 150°를 초과할 경우 공기 유입구 가 연소로와 노즈 아치가 만나는 곳에 존재하게 되며, 공기 유입구의 위치와 각도 변경이 불가피하므로 사례에서 제외하였다. 이렇게 선정 한 4가지 사례에 대하여 노즈 아치 상단에 형성된 재순환 영역에 대 한 비교를 진행하였다.

3.3. 수치해석 결과 및 논의

3.3.1. 유속

재순환 영역은 각 사례들에 대해 노즈 아치 상단, 주변부와 비교하 여 유속이 비교적으로 낮은 영역을 의미한다. 수치해석 결과, 노즈 아 치 하단부 각도가 증가할수록 재순환 영역의 크기가 감소하는 경향성 이 나타난다.

Figure 7는 CFD 수치해석 결과로 사례별 연소가스 유속 contour를 x-y 평면에 나타낸 것이다. 사례1에서 사례4까지 노즈 아치 하단부 각 도가 증가함에 따라 주변부 대비 상대적으로 낮은 유속이 관찰되는 연소가스의 재순환 영역은 z = 4.0 m인 x-y 평면에서 약 7.39 m²에서 0.37 m²로 감소하였고 결과적으로 노즈 아치 상단 연소가스의 평균 유속은 증가하였다.

사례1은 연소가스 평균 유속이 모든 사례 중 가장 느리며, 재순환 영역이 가장 크게 형성되었고 사례1에서 사례4로 노즈 아치 하단부 각도가 증가할수록 완만하게 변화하는 연소가스의 유로로 인해 재순 환 영역은 사례1 대비 약 95% 작게 형성되었다.

Table 4는 사례별 노즈 아치 상단 연소가스 평균 유속을 나타낸 것 이다. 평균 유속을 계산하기 위해서 모든 사례에 대해 Figure 7과 같 이 검은 점선으로 표시한 삼각형 내부를 z = 2 m에서 z = 6 m까지 연장하여 만들어진 부피를 평균 유속 계산 영역으로 지정하였고 지정 된 부피 내부의 연소가스 평균 유속을 산출하였다. 재순환 영역의 크 기가 감소할수록 재순환 하지 않는 연소가스가 계산 영역을 통과하는 비율이 증가한다. 따라서 노즈 아치 상단 연소가스 평균 유속은 노즈 아치 하단부 각도가 커질수록 증가하는 경향을 보였다. 노즈 아치 하 단부 각도가 150°인 사례4의 경우 노즈 아치 상단의 평균 유속은 11.0 m/s로 관찰되었다. 따라서 연소가스는 노즈 아치 하단부 각도가 증가 함에 따라 재순환 영역의 크기가 감소하여 연소가스의 노즈 아치 상 단 평균 유속이 사례1 대비 156% 증가하는 것을 확인할 수 있었다.

재순환 영역의 유동을 관찰하기 위해서 Figure 8는 재순환 영역의 연소가스 흐름을 벡터로 나타낸 것이다. Figure 8(a)는 노즈 아치 상단 에서 연소가스가 보일러 뱅크로 이어지는 출구로 빠져나가지 않고 재 순환 영역에 머물면서 회전하는 유동을 관찰할 수 있었다. Figure 8(a) 와 (b)의 경우 연소가스가 유동의 반대 방향으로 움직이는 것은 나타 났으나 Figure 8(c)와 (d)에서는 나타나지 않았다. 따라서 재순환하는 연소가스가 사례 1(base case)에서 사례4 노즈 아치 하단부 각도가 증 가할수록 연소가스가 재순환하지 않는 경향성을 확인할 수 있었다.

3.3.2. 온도

Figure 9는 CFD 수치해석 온도 결과로 사례별 연소가스 온도 contour를 x-y 평면에 나타낸 것이다. 연소가스 평균 온도는 Figure 9에 표 시한 검은 점선 삼각형 내부를 z = 2 m에서 z = 6 m까지 연장하여 평 균 온도 계산 영역을 지정한 뒤, 계산 영역 내부에 포함된 연소가스의 평균 온도를 계산하여 산출하였다. Figure 9에서 재순환 영역은 노즈 아치 상단에서 주변 연소가스보다 온도가 낮은 영역으로 나타난다. 수치해석 결과, 노즈 아치 하단부 각도가 증가할수록 재순환 영역의 크기가 감소하며 노즈 아치 상단의 연소가스 평균 온도가 증가한다는 것을 확인할 수 있었다. 사례1은 재순환 영역이 4가지 사례들 중 가장 크고, 노즈 아치 상단의 연소가스 평균 온도가 698.2 ℃로 가장 낮았 다. 사례2와 3은 노즈 아치 상단의 연소가스 온도가 각각 705.4, 738.2 ℃로 사례1의 698.2 ℃ 대비 각각 1.0, 3.2% 상승한 것을 확인할 수 있었다. 노즈 아치 하단부 각도가 가장 큰 사례4의 경우, 노즈 아치 상단의 연소가스 온도는 756.2 ℃로 사례1 대비 10.3% 증가하였고 가 장 작은 재순환 영역 크기를 관찰할 수 있었다. 따라서 노즈 아치 하 단부 각도가 증가함에 따라 노즈 아치 상단의 연소가스 평균 온도가 증가하고 재순환 영역의 크기가 감소하는 것을 확인할 수 있었다.

Table 5은 연소가스의 사례별 노즈 아치 상단 평균 온도와 연소가 스가 보일러 뱅크로 연결되는 출구에서의 온도를 나타낸 것이다. 노 즈 아치 상단 평균 온도는 contour에서 확인한 것과 마찬가지로 노즈 아치 하단부 각도가 커질수록 증가하는 경향을 보였다. 노즈 아치 하단 부 각도가 150°로 가장 큰 사례4는 노즈 아치 상단 평균 온도가 756.2 ℃로 가장 컸다.

또한 출구 온도는 노즈 아치 하단부 각도가 증가함에 따라 감소하 는 것을 확인하였다. 사례4의 출구 온도는 465.5 ℃로 모든 사례들 중 에 가장 낮은 값을 보였다. 출구 온도는 연소가스가 과열기와의 열교 환이 이루어진 후의 온도이므로, 낮은 출구 온도는 연소가스가 과열 기와 열교환이 효과적으로 이루어졌다는 것을 나타내는 지표이다. 따 라서 노즈 아치 하단부 각도가 증가함에 따라 연소가스는 과열기와 많은 열교환이 진행되었다는 것을 관찰하였다.

연소가스에서 과열기로 전달된 열에너지는 연소가스의 물성과 유 량이 동일하므로 온도 변화량에 비례한다. Figure 10은 사례에 따른 열 교환 효율 증가에 대한 경향성을 나타낸 것으로 출구 온도가 감소할 수록 온도 변화량이 증가하여 연소가스에서 과열기로 전달된 총 열에 너지가 증가한다. 출구 온도가 가장 낮은 사례4는 사례1과 비교하여 열교환 효율이 10.3% 증가한 것을 알 수 있다. 결과적으로 노즈 아치 하단부 각도가 증가할수록 노즈 아치 상단의 유속과 온도가 증가하고 재순환 영역이 축소되어 열교환이 활발하게 진행됨을 낮아진 출구 온 도를 통해 확인하였다.

4. 결 론

본 연구에서는 회수보일러의 열교환 효율에 영향을 미치는 노즈 아 치 상단에 형성되는 연소가스의 재순환 영역을 평가하기 위해 CFD 모 델을 개발하였다. 개발한 CFD 모델을 바탕으로 수치해석을 통해 노 즈 아치 구조에 따른 사례 연구를 진행하였다. 사례별로 재순환 영역 의 유속과 온도에 대해 분석하였고 과열기와 열교환을 끝내고 보일러 뱅크로 유입되는 연소가스 출구 온도를 비교함으로써 열교환 효율을 확인하였다.

연구 결과, 노즈 아치 하단부 각도가 증가함에 따라 재순환 영역에 서의 연소가스 유속과 온도가 증가하여 열교환 효율이 향상된다. 4가 지 사례 중, 사례4는 노즈 아치 각도가 150°로, 열교환 효율 측면에서 가장 우수하였다. 결과적으로 본 논문에서 연구 대상으로 활용된 펄 프 공정에서 사용 중인 1200 tDS/day 규모의 회수보일러의 노즈 아치 하단부 각도를 106.5°에서 150°로 개선할 경우 연소가스와 과열기 사 이의 열교환 효율이 10.3% 향상되어 효율적인 스팀 생산이 가능할 것 으로 판단된다.

감 사

본 논문은 한국생산기술연구원 제조혁신지원사업 “발전용 회수보 일러 ash제거 시스템 실시간 최적화를 위한 지능화 모델 및 실증화 기 술 개발(2/2)(Kitech-JH-21-0006)”의 지원으로 수행한 연구입니다.

Figures

Figure 1.Schematic of recovery boiler with recirculation region.

Figure 2.(a) Schematic diagram of recovery boiler with analyzing region and (b) domain of the CFD model.

Figure 3.Schematic diagram of superheater platens; (a) A platen based on x-y plane, (b) Stacked platens from below.

Figure 4.Schematic of mesh model; (a) x-y plane based mesh model, (b) Enlarged mesh model.

Figure 5.Mesh model of platens.

Figure 6.4 types of CFD model by nose arch angle based on x-y plane; Angle of nose arch lower part (a) 106.5°, (b) 110°, (c) 130°, (d) 150°.

Figure 7.Flue gas velocity contour by case; (a) Case 1(base case), (b) Case 2, (c) Case 3, (d) Case 4.

Figure 8.Flue gas velocity vector by case; (a) Case 1(base case), (b) Case 2, (c) Case 3, (d) Case 4.

Figure 9.Flue gas temperature contour by case; (a) Case 1(base case), (b) Case 2, (c) Case 3, (d) Case 4.

Figure 10.Trend of heat exchange efficiency by case.

Tables

Table 1.Criteria of Skewness and Orthogonal Quality

Table 2.Boundary Conditions of Flue Gas at Inlet

Table 3.Design Data and Results of CFD Model

Table 4.Average Velocity of Recirculation Region by Case

Table 5.Flue Gas Average Temperature at Recirculation Region and Outlet by Case

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