Research Article

Journal of The Korean Society Combustion. 31 December 2021. 1-12
https://doi.org/10.15231/jksc.2021.26.4.001

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 연료로서의 암모니아 활용

  •   2.1 연료 특성

  •   2.2 연소 특성

  • 3. 공정해석 모델

  •   3.1 모델 접근방법

  •   3.2 지배 방정식 및 적용된 상관식

  •   3.3 대상 보일러 시스템 및 공정해석 모델 개략도

  • 4. 암모니아 혼소 영향성 평가

  •   4.1 Case 1 : 암모니아 혼소율에 따른 영향 평가

  •   4.2 Case 2 : 암모니아 혼소 시 고부하 및 저부하 조건에서의 보일러 영향성 평가

  •   4.3 Case 3 : 암모니아 혼소 시 석탄 등급에 따른 보일러 영향성 평가

  • 5. 결 론

1. 서 론

전 세계적인 기후변화위기로 인해, 미국, 유럽, 일본, 중국 등을 중심으로 2050 탄소중립정책들을 발표하였다. 대한민국 역시 2050 탄소중립을 목표로 전력산업의 패러다임이 급격하게 변화하고 있다. 대한민국의 2050 탄소중립을 위한 전력 산업의 주요 정책들은 탈석탄, 신재생에너지 도입, 초고효율화, 탄소포집 및 활용(CCUS: Carbon capture, utilization and sequestration)이다. 이에 따라, 석탄 화력발전소들은 과감하게 폐지되며, 천연가스발전 및 신재생에너지를 적극 도입 할 예정이다. 신재생에너지 발전 비중을 2040년도에 30-35% 달성하며, 석탄화력 발전 비중은 2020년도 대비, 2034년도에 약 18.9% 감소된 29.0 GWe로 감축할 계획이다[1].

따라서, 2050 탄소중립 달성을 위해 석탄화력 발전은 점진적으로 감축될 예정이며, 수소 에너지를 포함한 신재생에너지로의 전환이 가속할 예정이다. 하지만, 현 시점에서는 신재생에너지 및 수소에너지를 전력산업에서 활용을 위해, 대규모 상용화 기술개발이 아직 미비한 실정이다. 이에 따라, 전력산업 분야에서 탄소중립 달성을 위해 과도기적 기술로서, 무탄소 연료인 암모니아를 활용하는 방안이 주목받고 있다[2-3]. 암모니아는 연소 시 수분과 질소만 배출하는 무탄소 연료이기 때문에, 화력발전에서 석탄과 혼소 시 이산화탄소를 상당 부분 줄일 수 있는 장점이 있다. 온실가스를 효과적으로 감축할 수 있는 암모니아 연료를 발전사들은 석탄과의 혼소 기술개발을 추진하고 있다. 또한, 암모니아는 석탄화력 발전소뿐만 아니라 천연가스를 사용하는 복합 화력에도 적용 가능하다. 이러한 암모니아 혼소는 기존설비를 최대한으로 유지하고 암모니아 관련 설비만 추가해 운전이 가능할 것으로 예상된다. 하지만, 암모니아는 낮은 연소반응, 높은 질소산화물(NOx) 생성, 취급·안전의 단점이 있는 연료이다. 따라서, 암모니아를 연료로 활용할 시 다음과 같은 극복해야 기술적 문제점들이 있다. 1) 안정된 화염과 fuel-NOx 저감을 위한 최적 연소기 설계, 2) 전체 시스템의 성능 평가, 3) 안전, 4) 기술실현을 위한 타당성 분석이 있다[2-3].

암모니아 기초 연소 특성에 관한 실험적 연구는 일본을 중심으로 주로 이루어지고 있으며, 암모니아 층류 예혼합 화염 속도에 대한 연소특성[4,5,6] 및 난류화염 연소속도에 대해[7] 연구들이 진행되었다. 또한, 암모니아의 낮은 연소속도를 극복하기 위해 수소·메탄·산소를 첨가하여 암모니아의 연소성을 향상시키는 연구가 진행 되었다[8,9,10,11]. 이와 더불어, 암모니아 연소 시 발생하는 질소산화물을 최소화하는 연소 기법에 대한 연구도 진행되었다[12].

또한, 실증 규모 보일러를 대상으로 한 연구도 진행되었다. 이미 일본에서는 2020년에 10 MW급 연소로에서의 미분탄과 암모니아 20%의 혼소 실험을 진행하였으며, 1,000 MW급 실증 규모 보일러에 대한 타당성 평가까지 수행하였다[13]. 또한 일본의 미즈시마(Mizushima) 156 MW급 발전소에서 암모니아 혼소를 시도하였고, 혼소율은 0.6-0.8%에 불과하였지만, 약 1,000 kW에 해당하는 상당한 입열량을 암모니아로 담당하여 상용 플랜트에서의 적용성을 확인하였다[14]. 암모니아 혼소 실험에 관한 연구 외에도 CFD 시뮬레이션을 이용한 수치해석 연구도 수행되었으며, 암모니아 혼소율에 따른 영향성 평가도 진행되었다[15].

지금까지 수행했던 암모니아에 관한 이전 연구들은 암모니아 연소특성을 규명하기 위한 실험적 연구들이 대부분 수행되었다. 하지만, 기존 화력발전소에서 암모니아 혼소 시 보일러에 미치는 영향에 대한 사전 평가가 충분히 이루어져, 암모니아 혼소에 따른 보일러 거동 이해와 최적 운전조건을 정립해야 한다. 본 연구에서는 이를 위해, 공정해석 기법을 이용하여 국내 상용급 초임계 발전소에서 암모니아 혼소율에 따른 공정해석 평가를 진행하고자 한다. 이를 위해, 국내 870 MWe 초임계 보일러 시스템에 대한 공정해석 모델을 제시한다. 개발된 공정해석 모델을 활용하여 암모니아 혼소 시 보일러 내 물질정산과 각 열교환기의 열전달 특성을 분석하고, 최종적으로 주 증기 및 재열증기의 거동 및 보일러 열효율을 제시한다. 본 연구에서는 암모니아 혼소 시 배가스 유동 특성 변화로 인한 석탄 전소와는 다른 보일러 시스템의 열전달 특성을 분석하며, 배가스 및 증기거동을 정량적으로 평가하고자 한다.

2. 연료로서의 암모니아 활용

2.1 연료 특성

암모니아는 높은 가연한계점과 좁은 범위, 높은 자발화온도와 최소 점화에너지의 단점을 가지고 있다. 연료로서의 단점을 보완하는 방법으로 석탄과 같은 기존의 연료와 같이 사용하는 방법을 통해, 높은 자발화온도와 낮은 화염속도 등으로 인해 생기는 문제점들을 개선할 수 있다. 암모니아는 독성 물질로 분류되기 때문에 취급과 사용에 주의를 기울여야 하며, 저장시에도 추가적인 설비와 관련 법규의 검토가 중요하다. 암모니아의 저위 발열량은 약 18.6 MJ/kg으로 일반적으로 사용되는 탄화수소계 연료보다 낮으며, 열 해리를 고려했을 때 암모니아 전소 시 단열화염 온도는 1,800°C이다[17]. 하지만 암모니아는 친환경 연료로 탄소를 포함하고 있지 않아 온실가스의 배출을 크게 줄일 수 있는 잠재성을 가지고 있다. 이러한 장점들로 인해 발전분야에서 무탄소 연료로서의 잠재성을 크게 가지고 있으며, 연료로서 효율적이고 경제적으로도 충분히 활용 가능하다.

2.2 연소 특성

암모니아의 완전연소 반응식은 다음과 같다.

(1)
NH3+3/4O23/2H2O+1/2N2

암모니아 1몰당 산소 0.75몰과 반응하여 수분과 질소를 배출한다. 석탄과 비교했을 때, 암모니아를 연소하기 위한 필요한 공기량이 상대적으로 적기 때문에, 공기를 예열시키기 위한 설비의 열부하가 줄어들 수 있다. 하지만, 암모니아 1몰 연소 시 수분이 1.5몰이 배출되어 석탄 연소 시 보다 더 많은 수분이 배출된다. 특히, 암모니아 혼소 시 배가스 유동 특성(유량, 온도, 조성)이 달라짐에 따라 기존 석탄전소와는 다른 열전달 특성을 가진다. 암모니아를 발전 분야에서 혼소하기 위해, 다음과 같은 기술적인 문제들을 해결해야 한다. 첫 번째로 암모니아는 질소를 포함하고 있기 때문에 높은 질소산화물의 생성이다. 이 경우 암모니아에 포함되어 있는 질소 원자의 영향으로 thermal NOx 대비 낮은 온도에서 생성되는 fuel NOx의 배출이 높다. 두 번째로 암모니아의 낮은 반응성에 기인한 문제로 인해 낮은 연소속도 및 화염속도를 가지며, 이에 따라 연소가 불안정해질 수가 있다. 또한 타 연료 대비 낮은 연소속도로 인한 화염속도가 낮기 때문에 복사 열전달 특성의 변화도 고려해야 한다. 높은 질소산화물의 생성의 경우 일본의 전력중앙연구소(Central research institute of electric power industry)에서 fuel NOx 문제를 극복하기 위해 760 kW 연소로에서 단일 버너 혼소 실험을 진행했으며, 최대 혼소율 20%까지 실험을 진행하였다. 실험 결과로 암모니아 분사위치에 따른 질소산화물 발생량이 차이가 있음이 확인되었다[16]. Kobayashi et. al.의 연구는 암모니아 화염 특성과 공기 희박과 과잉 조건에서의 암모니아 화염역학 연구를 기반으로 한 수치해석을 진행하였다. 그 결과로 다단 연소를 통한 국부적으로 공기의 당량비를 조절하여 질소산화물 배출을 최적으로 저감할 수 있었다. 낮은 반응성에서 기인한 연소 불안정성은 기존 버너 개조를 통해 해결 할 수 있는 가능성을 보였다[17].

3. 공정해석 모델

3.1 모델 접근방법

초임계 발전시스템의 공정해석 모델을 구성하기 위해, 본 저자가 개발한 열교환기 블록 모델 접근방법을 이용하였다[18]. 이 모델의 접근방법은 전체 보일러 시스템을 유한한 열교환기 블록으로 구분하고, 질량 및 열 흐름에 따라 각 열교환기 블록을 연결하여 전체 시스템을 표현한다. 각 열교환기 블록은 잘 혼합된 0차원 모델로 가정하며, 고온부인 배가스측과 저온부인 물-증기측으로 구분되어 있다. Fig. 1은 0차원 열교환기 모델의 개략도를 나타냈다. Fig. 1과 같이, 고온측 유동과 저온측 유동으로 구분되며 두 유동은 열전달로 연결되어 있다. 각 유동측에서는 입·출입 물질 유량 및 온도가 정의되며, 열전달 현상을 계산하기 위한 상태량인 밀도, 점성계수, 열전도도, 비열이 정의된다. 이에 따라, 열전달량은 유동상태에 기반하여 열전달 상관식에 의해 계산되며, 질량 및 에너지 밸런스에 의해서 각 물질 측의 유동 상태가 계산된다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F1.jpg
Fig. 1.

Schematic diagram of the 0-d heat exchanger block model [18].

3.2 지배 방정식 및 적용된 상관식

본 모델에서는 배가스 및 물-증기측의 질량, 운동량, 에너지 밸런스 및 열전달량이 계산된다. 배가스 측의 질량 밸런스는 다음과 같다.

(2)
m˙o,k=m˙i,k+m˙k

여기서,m˙ 는 질량 유량, m˙k는 연소반응에 의해서 생성되고 소모되는 연소가스량이다. 하첨자 o는 출구, i는 입구를 의미한다. 하첨자 k는 CO2, N2, H2O, O2, SO2의 각 가스종을 의미한다. 배가스 측의 에너지 밸런스는 다음과 같다.

(3)
(m˙cpT)o=(m˙cpT)i+Q˙r-Q˙t-Q˙loss

배가스 에너지 밸런스에서는 입·출입 에너지 흐름과 반응열(Q˙r), 열전달량(Q˙t), 열 손실(Q˙loss)이 고려되었다. 물-증기측의 질량 (eq. 4), 운동량 (eq. 5)및 에너지 밸런스 (eq. 6)는 다음과 같다.

(4)
(ρu)ws,o=(ρu)ws,i
(5)
Pws,o=Pws,i+(ρu2)ws,i-(ρu2)ws,o-Ffric.-ρgL
(6)
(m˙h)ws,o=(m˙h)ws,i+Q˙t

여기서, u는 물-증기 속도, ρ는 밀도, g는 중력 가속도, L은 관 길이, P는 물-증기 압력, Ffric.(=ρu22fD)는 마찰로 인한 압력강하이며, 마찰계수 f는 상관식을 통해 계산된다. 본 모델에서는 초임계압에 적합한 마찰 계수에 대한 상관식[19]을 적용하였다.

(7)
Q˙t=U×A×TLMTD

여기서, A는 전열면적이며, TLMTD 고온측과 저온측의 대수평균온도차이다. 여기서 U는 총괄 열전달계수(HTC)이며, 다음과 같이 계산된다.

(8)
U=1/(1/ho+1/hi+fo)

여기서, ho는 연소가스 측에서 벽 측으로의 외부 열전달 계수, hi는 벽 측에서 물-증기으로의 내부 열전달 계수이며, fo는 오염계수로 일반적으로 파울링으로 인한 열전달량 감소를 나타낸다. 본 모델에서는 이 변수를 물리적 기반으로 계산된 열전달 계수를 설계 데이터의 열전달계수로 맞추기 위한 조절변수로 사용했다. 외부 열전달 계수는 복사와 대류 열전달 현상을 포함하며, 연소실 내에서는 복사 열전달이 지배적이며 3원자 가스와 입자의 복사 열전달을 고려하였다. 대류 열교환 부분은 절탄기, 과열기, 재열기를 포함하며, 대류 열교환기의 외부 열전달계수를 계산하기 위하여 연소가스의 복사 열전달과 대류 열전달 상관식을 사용한다. 내부 열전달 계수는 아임계압과 초임계압 조건을 구분하여 계산된다. 본 모델에서는 아임계압에서 Dittus-Bolter 방정식을 사용했다. 초임계압에서는 가상의 임계점에서 급변하는 물-증기의 상태량을 고려하기 위해 Dittus-Bolter에서 보완된 Swenson 방정식을 사용했다. 열교환 계수와 유동 상태를 결정하기 위해, 본 모델에서는 배가스 상태량은 미국국립표준기술연구소(NIST)에서 개발한 Refprop 코드를 사용하였다. 반면, 아임계부터 초임계 조건의 물-증기 상태량을 계산하기 위해 IAPWS-IF97 상관식을 이용 하였다. 외부열전달 및 내부열전달 상관식과 적용된 상태량 계산식을 Table 1에 나타냈다.

Table 1.

Calculation methods for the heat transfer mechanism and properties [18]

Mechanism Reference
ho(outer HTC) Furnace Radiation (triatomic gas+particle) [20]
Convective heat exchangers Radiation [20]
Convection [21]
hi(inner HTC) Subcritical pressure Dittus-Bolter equation [22]
Supercritical pressure Swenson equation [23]
Properties Air-flue gas side Refprop code [24]
Water-steam side In-house code based on IAPWS-IF 97 [25, 26]

3.3 대상 보일러 시스템 및 공정해석 모델 개략도

본 연구에서 암모니아 혼소율에 따른 공정해석 평가를 위해 대상 보일러로 국내의 870 MWe 초임계 미분탄 보일러를 선정하였다. Fig. 2에 대상 시스템 및 열교환기 배치에 대한 개략도를 나타냈다. 대상 보일러 시스템의 열교환기는 절탄기, 증발기, 과열기 4개, 재열기 2개로 구성되어있다. 연소실 내 관류 증기 발생기 타입인 증발기와 Platen 타입인 2차 과열기가 배치되어 있다. 연소실과 대류전열관부 사이에 Pedant 타입인 2차 재열기와 3차 과열기가 배치되어 있다. 대류 전열관부는 양쪽으로 분리되어 있고, 1차 재열기, 3차 과열기 및 절탄기가 배치되어 있다. 본 대상 보일러 시스템의 BMCR(Boiler Maximum Continuous Rating) 부하조건에서의 대표적인 운전조건을 Table 2에 나타냈다. 공정해석 모델은 연소가스 측 모델이 6개, 물-증기측 모델이 8개로 구성되어 있다. 각 개발된 하부 열교환기 모델들은 질량 및 열전달에 따라 상호연관 되어있다. 연소실에서 연료와 공기가 연소되어 발생된 배가스는 증발기와 2차 과열기로 순차적으로 열을 전달한 후 연소실에서 배출된다. 연소실에서 배출된 배가스는 2차 재열기와 3차 과열기로 열을 전달한다. 이후, 분리된 대류 전열관부에서 왼쪽으로 유입된 배가스는 1차 재열기에 열을 전달하며, 오른쪽으로 유입된 배가스는 1차 과열기 및 절탄기로 열을 전달한 후, 두 유동이 합쳐져 보일러에서 배출된다. 특히, 대상 보일러 시스템은 2차 재열기 후단에서부터 대류 전열관부로 유입되기 전 steam cooled wall 타입인 과열기로 열을 전달한다. 물-증기 측은 절탄기, 증발기, steam cooled wall, 과열기 1, 과열기 2, 과열기 3을 거쳐 주증기가 되며, 고압 터빈에서 배출된 재열증기는 1차 재열기, 2차 재열기를 거쳐 고온의 재열증기가 된다. 개발된 공정해석 모델의 검증을 위해 BMCR 및 75% TMCR (Turbine Maximum Continuous Rating), 30% TMCR의 3개 부하를 대상으로 각 열교환기의 배가스 출구온도, 증기 출구온도, 열전달량 예측값을 설계자료[18]과 비교하였다. 그 결과 평균 오차는 배가스 온도 2.7%, 증기 온도 1.04%, 열전달량 3.5%로 나타나 모델의 신뢰성을 확인하였다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F2.jpg
Fig. 2.

Arrangement of heat exchangers of the target boiler system (a) and the outline of the process simulation model (b) [18].

Table 2.

Main operating conditions of the target boiler system at the BMCR load condition

Main operating conditions (at BMCR load)
Coal flow rate 97.9 kg/s
Excess air ratio 15%
Heat input (HHV) 2169.54 MWth
Total boiler heat duty 1944.00 MWth
Main steam conditions 2664 t/hr, 25.4 MPa, 569 °C
Reheat steam conditions 2174 t/hr, 4.5 MPa, 596 °C
Boiler exit temp. 360 °C
Stack exit temp. 101 °C
Boiler thermal efficiency 89.3 %

4. 암모니아 혼소 영향성 평가

암모니아 혼소에 따른 보일러 시스템의 영향성을 평가하기 위해, 본 연구에서는 다음과 같은 해석사례들을 선정하였다.

· Case 1: 암모니아 혼소율에 따른 영향 평가

· Case 2: 부하조건에 따른 암모니아 혼소 영향 평가

· Case 3: 석탄등급에 따른 암모니아 혼소 영향 평가

4.1 Case 1 : 암모니아 혼소율에 따른 영향 평가

본 장에서는 암모니아 혼소율에 따른 보일러의 열전달 특성을 포함한 주요 운전 데이터 거동을 평가하였다. 이를 위해, 설계 탄 기준으로 BMCR 부하조건에서 암모니아 혼소율을 0%, 5%, 10%, 20%, 30%까지 증가함에 따라 보일러의 거동을 해석하였다. 여기서, 혼소율에 따른 암모니아 투입량은 BMCR 부하 조건에서 입열량을 일정하게 하는 조건으로 투입되었으며, 입열량은 고위발열량 기준으로 계산되었다. Table 3은 암모니아 혼소율 0%, 5%, 10%, 20%, 30% 따른 연소실의 질량 밸런스 결과 및 단열화염온도를 보여준다. 우선, 입열량을 동일하게 유지할 때 암모니아 혼소율 증가에 따라 석탄 투입량은 감소하며 암모니아 혼소율은 증가한다. 이에 따라, 석탄 연소 및 암모니아 연소를 위한 필요 공기량이 달라진다. 2장에서 언급한 바와 같이 암모니아 연소에 필요한 공기량이 석탄 연소에 필요한 공기량보다 적기 때문에 혼소율 증가에 따라 연소실로 투입되는 공기량과 총 연소가스 유량이 감소하였다. 배가스 조성은 암모니아 혼소에 따라 이산화탄소 비율은 감소하는 반면에, 배가스 내 수분의 양이 증가하였다. 암모니아 30% 혼소 시 석탄 전소보다 이산화탄소는 약 26.7% 감소하였으며, 이를 질량 유량으로 환산할 시, 220.3 t/hr의 이산화탄소 저감 효과를 얻을 수 있다. 반면, 수분의 증가율은 59.2%로 상당히 증가 하였다. 단열화염온도는 암모니아의 단열화염온도가 석탄보다 낮기 때문에, 암모니아 혼소율이 증가할수록 단열 화염온도가 감소하였다. 30% 혼소 하였을 때, 단열화염온도는 석탄 전소 시 보다 약 35°C 낮은 결과가 도출 되었다.

Table 3.

Main results of mass balance and adiabatic flame temperature according to co-firing ratio of ammonia at the BMCR load condition based on the design coal

Design coal_BMCR load condition Unit Ammonia co-firing ratio
0% 5% 10% 20% 30%
Coal flow rate kg/s 97.93 93.03 88.14 78.34 68.55
Ammonia flow rate kg/s 0 4.82 9.64 19.28 28.93
Air supply rate for coal combustion kg/s 825.54 784.26 742.98 660.43 577.88
Air supply rate for ammonia combustion kg/s 0 34.18 68.35 136.71 205.06
Total air flow rate kg/s 825.54 818.44 811.34 797.14 782.94
Total flue gas flow rate kg/s 915.5 908.73 901.96 888.42 874.88
Flue gas composition
(mass fraction)
O2 % 2.69 2.69 2.69 2.68 2.67
N2 % 68.49 68.84 69.19 69.91 70.66
CO2 % 22.28 21.33 20.36 18.37 16.32
H2O % 6.47 7.08 7.71 8.98 10.3
Adiabatic flame temperature °C 1938 1932 1926 1914 1903

Fig. 3은 암모니아 혼소율에 따른 각 열교환기의 열전달량을 나타냈다. 보일러의 열교환기는 온도 영역에 따라 지배하는 열전달량 현상이 달라진다. 본 대상 보일러 시스템에서는 증발기, 2차 과열기는 복사 열전달이 지배적인 영역이며, 2차 재열기 및 3차 과열기는 복사와 대류 열전달 모두 영향을 받으며, 절탄기, 1차 과열기, 1차 재열기는 대류 열전달 현상이 지배적인 영역으로 구분된다. 암모니아 혼소율이 증가함에 따라, 복사 열전달 현상에 영향을 주는 수분의 비율이 상당부분 증가하지만, 단열화염온도가 낮아지고 석탄 투입량이 줄어들어 입자에 대한 복사 열전달량이 감소한다. 이에 따라, 복사 열전달 현상이 지배적인 증발기 및 2차 과열기의 열전달량이 감소하였다. 암모니아 30% 혼소 시 증발기의 열전달량이 최대 44MWth 감소하였다. 반면, 암모니아 혼소율이 증가함에 따라, 배가스 유량이 감소하여 대류 열전달 현상에 지배적인 배가스 속도가 감소한다. 이에 따라, 대류전열관부의 열교환기들의 열전달량이 감소하였다. 결론적으로, 암모니아 혼소율이 증가함에 따라 복사 및 대류 열전달량이 낮아지기 때문에 증기측으로의 총 열전달량은 감소한다. 암모니아 30% 혼소 시 석탄 전소 시보다 총 열전달량이 약 74 MWth이 감소하였다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F3.jpg
Fig. 3.

Heat transfer rate of each heat exchanger according to co-firing ratio of ammonia.

Fig. 4는 암모니아 혼소율에 따른 각 열교환기의 출구 증기온도를 나타냈다. 암모니아 혼소율이 증가함에 따라 주 증기 및 재열 증기측으로의 열전달량이 모두 감소하여 주 증기 및 재열 증기의 온도는 감소하였다. 30% 혼소 시 석탄 전소 시 보다 주 증기 온도는 24.9°C, 재열증기 온도는 7.4°C 감소하였다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F4.jpg
Fig. 4.

Outlet steam temperature of each heat exchanger according to co-firing ratio of ammonia.

Fig. 5는 암모니아 혼소율에 따른 각 열교환기의 배가스 출구 온도를 나타냈다. 암모니아의 혼소율이 높아질수록 증기측으로의 열전달량이 감소하지만, 단열화염온도 하강과 배기가스 유량이 작아짐으로써 배가스 현열이 감소한다. 이에 따라, 암모니아 혼소율이 증가 할수록 배가스 온도는 연소실 출구부터 보일러 출구까지 모두 감소하는 결과를 보여주었다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F5.jpg
Fig. 5.

Flue gas temperature of each heat exchanger according to co-firing ratio of ammonia.

Fig. 6은 암모니아 혼소율에 따른 굴뚝으로 배출되는 배가스의 현열 손실, 수분에 의한 열 손실과 총 보일러 열 효율을 나타냈다. 혼소율이 증가하면서 배가스 유량이 감소하므로, 배가스에 의한 현열 손실이 감소함을 보여주고 있다. 반면, 암모니아 혼소 시 배가스 내 수분양이 증가되어 수분에 의한 열 손실은 상당히 증가 하였다. 혼소율이 증가할수록 배가스 현열 손실이 감소하더라도 수분 손실에 의한 보일러 열 손실의 감소율의 폭이 더 크기 때문에, 최종 보일러 열 효율이 감소하였다. 암모니아 혼소 30% 시 석탄 전소 시 보다 약 2.7% 감소하였다. 본 장에서는 암모니아 혼소 시 보일러 열 효율의 감소와 주 증기 및 재열 증기의 온도가 감소함을 확인하였다. 따라서, 암모니아 혼소 시 목표 전력 생산량을 맞추기 위해 더 많은 입열이 필요함을 보여주었고, 이는 전체 플랜트 효율을 감소시킨다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F6.jpg
Fig. 6.

Thermal loss of stack and moisture and boiler thermal efficiency.

4.2 Case 2 : 암모니아 혼소 시 고부하 및 저부하 조건에서의 보일러 영향성 평가

암모니아 혼소 시 서로 다른 부하 조건에서 보일러의 영향성을 평가하였다. 이를 위해, 최대 부하 조건인 BMCR 조건에서와 저 부하 조건인 30% TMCR 조건에서 석탄 전소 시와 30% 암모니아 혼소에 대한 보일러 영향성 평가를 진행하였다. 30% TMCR에서 주요 운전조건은 Table 4와 같다. 최대 부하와 최소 부하에서 암모니아 혼소에 대한 영향을 살펴보기 위해, 두 부하 조건에서 배가스 내 이산화탄소와 수분 조성, 총 연소가스량, 연소실 출구 및 보일러 출구 온도, 주 증기 및 재열 증기 온도, 열전달량, 보일러 열 효율을 비교하였다.

Table 4.

Main operating conditions at the 30% TMCR load condition

Main operating conditions (at 30% TMCR)
Coal flow rate 32.54 kg/s
Excess air ratio 40%
Heat input (HHV) 720.9 MWth
Total boiler heat duty 643.7 MWth
Main steam conditions 755.4 t/hr, 8.8 MPa, 569 °C
Reheat steam conditions 633.8 t/hr, 1.29 MPa, 566 °C
Boiler exit temp. 362 °C
Stack exit temp. 102 °C
Boiler thermal efficiency 88.8 %

Fig. 7은 이산화탄소와 수분의 조성 및 총 연소 가스량을 나타냈다. 30% TMCR 조건에서도 암모니아 혼소 시 배가스 내 이산화탄소의 비율이 감소되는 반면, 수분의 비율은 증가하고 총 배가스 유량은 감소하였다. 30% 암모니아 혼소 시 이산화탄소의 감소 비율은 고 부하보다 저 부하 조건에서 낮은 반면, 수분의 상승 비율은 다소 높다. 저 부하 조건에서 이산화탄소의 저감량은 약 73.2 t/hr이다. 또한, 저 부하 조건에서 석탄 연소를 위한 과잉공기비가 40%이기 때문에 투입 공기량이 고 부하조건보다 더 크게 감소하였다. 이에 따라, 총 연소 가스량의 감소 비율이 저 부하 조건에서 더 높은 결과가 도출 되었다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F7.jpg
Fig. 7.

Flue gas composition and total flue gas flow rate according to co-firing of ammonia at BMCR and 30% TMCR load conditions.

Fig. 8은 연소실에서의 복사 열전달 현상이 지배적인 증발기와 2차 열교환기의 열전달량 총합과 나머지 대류 열교환기들의 열전달 총합을 나타냈다. 또한, 연소실 내의 단열화염온도도 함께 나타냈다. 저 부하 조건에서도 암모니아 혼소 시 복사 열전달 및 대류 열전달량이 하강하였다. 단열화염온도는 고 부하 조건과 반대로 암모니아 혼소 시 저 부하 조건에서 다소 상승 하였다. 이는 저 부하 조건에서 석탄의 과잉공기비가 40%인 반면에 암모니아의 과잉공기비는 15%로 인한 차이 때문이다. 저 부하 조건에서 단열화염온도가 다소 상승하여 연소실의 복사 열전달 하강율은 고 부하조건보다 낮은 반면에, 배가스 유량의 감소율이 저 부하 조건에서 더 크기 때문에 대류 열전달량의 감소율은 고 부하 조건보다 더 증가 하였다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F8.jpg
Fig. 8.

Heat transfer rate and adiabatic flame temperature according to co-firing of ammonia at the BMCR and 30% TMCR load conditions.

Fig. 9는 연소실 출구와 보일러 출구의 배가스 온도와 주 증기 및 재열증기의 온도를 나타냈다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F9.jpg
Fig. 9.

Flue gas temperature and steam temperature according to co-firing of ammonia at BMCR and 30% TMCR load conditions.

저 부하 조건에서 연소실 온도 하강율은 고 부하 조건보다 낮은 반면, 보일러 출구온도의 상승율은 고 부하조건보다 높다. 특히, 저 부하조건에서 대류 열전달량이 큰 폭으로 감소하여 재열증기 온도 하강율이 고부하 조건보다 상당히 증가하였다. 이를 정량적으로 보면, 석탄 전소 시 보다 암모니아 혼소 시 재열증기온도가 약 18°C 낮게 도출 되었다.

Fig. 10은 굴뚝에서 배가스 현열 손실, 수분 손실과 보일러 열 효율을 나타냈다. 저 부하 조건에서도 마찬가지로 암모니아 혼소 시 굴뚝에서 배출되는 배가스 현열 손실이 감소되는 반면, 암모니아 연소로 생성되는 수분에 의한 수분 손실열이 상승한다. 하지만, 저 부하 조건에서 암모니아 혼소 시 수분손실에 대한 상승률은 고 부하 조건과 비슷하지만, 저 부하조건에서의 배가스 유량의 감소율이 증가하여 굴뚝에서 배출되는 배가스 현열 손실이 감소하였다. 이에 따라, 저 부하조건에서 암모니아 혼소 시 보일러 열 효율의 감소율은 고 부하조건보다 낮게 도출 되었다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F10.jpg
Fig. 10.

Thermal loss and total boiler thermal efficiency according to co-firing of ammonia at BMCR and 30% TMCR load conditions.

4.3 Case 3 : 암모니아 혼소 시 석탄 등급에 따른 보일러 영향성 평가

암모니아 혼소 시 석탄 등급에 따른 보일러 영향성을 평가하기 위해 설계 탄, 고 HHV(High heating value), 저 HHV 석탄에 따라 BMCR 부하 조건에서 보일러의 영향성 평가를 진행하였다. 이때, 암모니아 혼소율은 대표적으로 석탄 전소 시와 암모니아 30% 혼소 경우를 비교하였다. 사용된 석탄 등급에 따른 석탄 조성 및 발열량은 Table 5와 같다. 저 등급 탄과 고 등급 탄의 주요한 조성변화 차이가 탄소 함유량은 최대 21.87%, 수분 함유량은 최대 21.06%, 발열량은 최대 1,765 kcal/kg 차이가 있다. 3종 연료에서 보일러 입열을 동일하게 하는 연료 투입량 및 공기주입량을 계산하였고, 이를 Table 6에 나타냈다. 필요 연료 투입량은 저 HHV과 고 HHV에서 최대 30 kg/s 차이가 발생하였다. 공기 주입량은 저 HHV에서 투입 연료량이 많더라도 석탄 조성의 탄소 함유량에 영향으로 고 HHV에서 가장 많은 공기 유량이 필요하였다. 이에 따라 보일러 배가스 유량 역시 고 HHV에서 가장 높은 것으로 도출 되었지만, 석탄 3종에서 총 연소 가스량은 비슷한 수준으로 나타난다.

Table 5.

Ultimate analysis and high heating value according to the coal grade

Low HHV
coal
Design
coal
High HHV
coal
C 49.39 57.42 71.26
H 3.52 3.32 3.41
O 12.42 11.77 2.00
N 1.26 1.15 0.48
S 0.62 0.31 0.07
Moisture 26.51 20.0 5.45
Ash 6.29 6.03 17.31
HHV
(kcal/kg)
4729 5300 6494
Table 6.

Coal flow rate, air supply rate, and Flue gas flow rate according to the coal grade at the BMCR load

Flow
rate
Low HHV
coal
Design
coal
High HHV
coal
Heat input
[MWth]
2169.54 2169.54 2169.54
Coal
[kg/s]
109.75 97.93 79.92
Air
[kg/s]
813.8 825.5 862.8
Flue gas
[kg/s]
914.0 915.5 923.8

Fig. 11은 고 부하 조건 및 저 부하 조건에서의 암모니아 혼소 시 이산화탄소와 수분의 조성 및 총 연소가스량을 나타냈다. 석탄 전소 조건과 암모니아 30% 혼소 시 이산화탄소 저감 비율과 연소가스 유량의 하강률은 석탄 3종에서 비슷한 값을 보이지만, 배가스 내 수분함유량은 석탄에 함유되고 있는 수분량 때문에 석탄 3종에서 큰 차이를 보였다. 특히, 수분이 가장 적은 고 HHV 석탄을 사용할 경우, 암모니아 혼소 시 배가스내 수분 비율이 석탄 전소 시 보다 112% 정도로 상당히 크게 증가함을 보여준다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F11.jpg
Fig. 11.

Flue gas composition and total flue gas flow rate according to the coal grade at 0% and 30% co-firing of ammonia.

Fig. 12는 석탄 3종에 따른 암모니아 혼소 시, 연소실에서의 복사 열전달 현상이 지배적인 증발기와 나머지 대류 열교환기들의 열전달 총합을 보여주며, 단열화염온도 계산값도 나타냈다. 석탄 3종 모두 암모니아 혼소 시 단열화염온도가 감소되며, 특히, 고 HHV 석탄일 경우, 단열화염온도의 감소율이 가장 크다. 배가스 유량이 석탄 3종에서 비슷하기 때문에 암모니아 혼소 시 대류 열전달량의 감소율은 비슷하지만, 복사 열전달량은 고 HVV 석탄을 사용했을 때 가장 크게 감소하였다. 이는 고 HHV 석탄이 단열화염온도의 감소가 가장 크며, 재의 비율이 가장 높아 입자 복사 열전달량의 영향이 상대적으로 가장 높기 때문이다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F12.jpg
Fig. 12.

Heat transfer rate and adiabatic flame temperature according to the coal grade at 0% and 30% co-firing of ammonia.

Fig. 13은 석탄 3종에 따른 석탄 전소 및 암모니아 혼소 30%일 때 연소실 출구 및 보일러 출구 온도와 주 증기 및 재열증기의 출구 온도를 나타냈다. 연소실 출구 온도는 석탄 전소 및 암모니아 혼소 모두 저 HHV 석탄일 경우 가장 낮다. 반면, 석탄 3종에 따라 보일러 출구 온도는 암모니아 30% 혼소 시 거의 비슷한 값을 보이며, 연소실 및 보일러 출구 온도의 감소율은 암모니아 혼소 시 석탄 3종에 따라 거의 비슷하게 도출 되었다. 주 증기 온도는 석탄 전소와 암모니아 혼소 시 고 HHV일 때 가장 높으며 저 HHV일 때 가장 낮다. 이는 암모니아 혼소 시 주 증기온도의 변화율은 복사 열전달의 감소율이 가장 큰 고 HHV에서 가장 크기 때문이다. 대류 열전달량에 지배적인 재열증기 온도는 석탄 전소 시와 암모니아 혼소 시 석탄 3종에 따라 모두 비슷한 결과를 보여주고 있다. 암모니아 혼소에 따른 재열 증기 감소율도 비슷한 값이 도출 되었다. 따라서, 암모니아 혼소 시 석탄 등급에 따른 보일러 거동은 재열증기 온도보다 복사 열전달의 영향이 큰 주 증기온도의 변화가 더 큼을 알 수 있다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F13.jpg
Fig. 13.

Flue gas temperature and steam temperature according to the coal grade at 0% and 30% co-firing of ammonia.

Fig. 14는 석탄 3종에 따른 석탄 전소 및 암모니아 혼소 30%일 때 보일러 열 손실인 굴뚝 배가스 현열 손실, 배가스 내 수분 손실, 총 보일러 열 효율을 나타냈다. 암모니아 혼소 시, 석탄 3종에 따라 배가스 유량이 거의 비슷하므로 굴뚝으로 배출되는 배가스 현열 손실의 감소율은 거의 비슷한 값을 보인다. 반면, 석탄 전소 시 배가스 내 수분 손실은 저 HHV 탄일 경우 가장 크며, 고 HHV 탄일 경우에 가장 작다. 또한, 고 등급 탄일 경우, 석탄의 수분의 양이 적기 때문에 암모니아 혼소 시 수분량이 상당히 증가하여 수분 손실이 매우 증가함을 보여주고 있다. 이에 따라, 암모니아 혼소 시 보일러 열 효율의 감소는 고 등급 탄에서 수분 손실 증가로 인해 가장 크다.

/media/sites/kosco/2021-026-04/N0590260401/images/ksssf_26_04_01_F14.jpg
Fig. 14.

Thermal loss and total boiler thermal efficiency according to the coal grade at 0% and 30% co-firing of ammonia.

5. 결 론

본 연구에서는 암모니아 혼소에 대한 초임계 미분탄 보일러의 열성능 영향성 평가를 진행하였다. 이를 위해, 870 MWe 초임계 미분탄 보일러의 공정해석 모델을 개발하여 암모니아 혼소율에 따른 공정해석을 수행하였다. 암모니아 혼소에 대한 영향 평가를 위해 본 연구에서는 다음과 같은 3가지 해석 사례를 선정하였다. 첫째로, 최대 부하 조건인 BMCR 부하 조건에서 설계 탄을 투입하였을 때, 입열량 기준 암모니아 혼소율 0%, 5%, 10%, 20%, 30%에 따른 공정해석 평가를 진행하였다. 다음은, 부하조건에 따른 영향성을 평가하기 위해, BMCR 부하 조건과 30% TMCR 부하조건에서 석탄 전소 시와 암모니아 혼소 30%일 때의 공정해석을 진행하였다. 마지막으로, 석탄 등급에 따른 영향 평가를 위해, BMCR 부하 조건에서 설계 탄, 고 등급 탄, 저 등급 탄에 따라, 석탄 전소 시와 암모니아 30% 혼소에 대해 공정해석 평가를 진행하였다.

본 연구에서는 암모니아 혼소에 따라 필요 공기량이 석탄 연소보다 적게 필요하며, 이에 따라 배가스 유량이 감소함을 확인 하였다. 이를 석탄 전소와 암모니아 30% 혼소 시를 비교해보면 배가스 유량이 최대 4.4% 감소하였다. 또한, 암모니아 혼소의 가장 큰 목적인 이산화탄소 저감량은 BMCR 조건에서 암모니아 30% 혼소 시 220.3 t/hr 저감되며, 30% TMCR 부하 조건에서는 73.2 t/hr의 저감 효과를 보였다. 반면, 배가스 내 수분 함유량은 설계탄을 사용할 시 암모니아 혼소율이 높아질수록 증가함을 보여주고 있으며, 석탄 전소 시 보다 암모니아 혼소 시 59% 상승하였다.

암모니아 혼소 시 보일러 열교환기들의 열전달 특성을 확인하였다. 암모니아 혼소율이 높을수록 복사 열전달에 영향을 주는 배가스 내 수분 비율이 증가하지만, 연소실 단열화염온도와 입자의 비율이 감소하여 전체적인 복사 열전달량은 감소하였다. BMCR 부하 조건에서 석탄 전소보다 암모니아 30% 혼소 시 연소실 내 복사 열전달량(증발기 및 2차 과열기)이 4.7% 감소하였다. 반면, 암모니아 혼소율이 높아질수록 배가스 유량이 감소하여 대류 열전달량은 감소한다. 이에 따라, BMCR 부하 조건에서 석탄 전소 시 보다 암모니아 30% 혼소 시 대류 열전달량이 2.84% 감소하였다. 암모니아 혼소 시 복사 및 대류 열전달량이 감소함에 따라 주 증기 및 재열증기 온도가 감소하였다. BMCR 부하 조건에서 암모니아 30% 혼소 시 주 증기 온도와 재열 증기 온도는 각각 25°C, 8°C 감소하였다.

보일러 열 효율 관점에서 살펴보면, 암모니아 혼소율이 증가함에 따라, 배가스 유량이 감소되어 굴뚝으로 배출되는 배가스 현열 손실이 감소되는 반면, 배가스 내 수분 증가로 인해 수분 손실은 상당히 크게 증가하였다. 이에 따라, 최종적으로 보일러 열 효율은 암모니아 혼소율이 증가 할수록 감소하여, BMCR 부하 조건에서 석탄 전소 시 보다 암모니아 30% 혼소 시 약 2.7% 감소하였다. 이는 목표 전력 생산량을 맞추기 위해 필요 입열량이 증가함을 의미함에 따라, 암모니아 혼소에 따라 전체 플랜트 효율은 감소한다.

부하 조건과 석탄 등급에 따른 암모니아 혼소에 대한 보일러 열성능 영향성이 부하에 따른 운전 조건 변동과 석탄의 수분 함유량, 재의 비율, 발열량에 따라 다소 차이가 있음을 확인하였다.

본 연구에서는 암모니아 혼소율에 따라 보일러의 물질 밸런스, 열전달 특성 거동, 보일러 열 효율을 정량적으로 분석하였다. 본 연구의 공정해석 결과는 탄소중립을 위한 암모니아 연료를 발전 분야에서 사용할 시 보일러 거동 예측, 최적 운전조건 설정 및 경제성 평가에 활용될 수 있다.

Acknowledgements

본 논문은 한국생산기술연구원 기관주요사업 “2021년 생산기술 국제협력 지원사업(1/2) (kitech JE-21-0022)” 의 지원으로 수행한 연구입니다.

References

1
9th, The Basic Plan Electricity Demand. Korean Government. 2020.
2
H.K. Lee, Y.M. Woo, M.J. Lee, The Needs for R&D of Ammonia Combustion Technology for Carbon Neutrality- Part Ⅰ Background and Economic Feasibility of Expanding the Supply of Fuel Ammonia, J. Korean Soc. Combust., 26 (2021) 59-83. 10.15231/jksc.2021.26.1.059
3
H. K. Lee, Y. M. Woo, M. J. Lee, The Needs for R&D of Ammonia Combustion Technology for Carbon Neutrality- Part Ⅱ R&D Trends and Technical Feasibility Analysis, J. Korean Soc. Combust., 26 (2021) 84-106. 10.15231/jksc.2021.26.1.084
4
A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, Y. Arakawa, T. Kudo, H. Kobayashi, Laminar burning velocity and Markstein length of ammonia/air premixed flames at various pressures, Fuel, 159 (2015) 98-106. 10.1016/j.fuel.2015.06.070
5
K. Takizawa, A. Takahashi, K. Tokuhashi, S. Kondo, A. Sekiya, Burning velocity measurements of nitrogen containing compounds, J. Hazard. Mater., 155 (2008) 144-152. 10.1016/j.jhazmat.2007.11.08918207640
6
U. Pfahl, M. Ross, J. Shepherd, K. Pasamehmetoglu, C. Unal, Flammability limits, ignition energy, and flame speeds in H2-CH4-NH3-N2O-O2-N2 mixtures, Combust. Flame, 123 (2000) 140-158.
7
R. Ichimura, K. Hadi, N. Hashimoto, A. Hayakawa, H. Kobayashi, O. Fujita, Extinction limits of an ammonia/air flame propagating in a turbulent field, Fuel, 246 (2019) 178-186. 10.1016/j.fuel.2019.02.110
8
Y. Xia, G. Hashimoto, K. Kadi, N. Hashimoto, A. Hayakawa, H. Kobayashi, O. Fujita, Turbulent burning velocity of ammonia/oxygen/nitrogen premixed flame in O2-enriched air condition, Fuel, 268 (2020) 117383. 10.1016/j.fuel.2020.117383
9
C. Lhuillier, P. Brequigny, N. Lamoureux, F. Contino, C. Mounaim-Rousselle, Experimental investigation on laminar burning velocities of ammonia/hydrogen/ air mixtures at elevated temperatures, Fuel, 263 (2020) 116653. 10.1016/j.fuel.2019.116653
10
A. Ichikawa, A. Hayakawa, Y. Kitagawa, K. Somarathne, T. Kudo, H. Kobayashi, Laminar burning velocity and Markstein length of ammonia/hydrogen/air premixed flames at elevated pressures, Int. J. Hydrogen Energy, 40 (2015) 9570-9578. 10.1016/j.ijhydene.2015.04.024
11
C. Lhuillier, P. Brequigny, F. Contino, C. Mounaim- Rousselle, Experimental investigation on ammonia combustion behavior in a spark-ignition engine by means of laminar and turbulent expanding flames, Proc. Combust. Inst., 38 (2020), In press. 10.1016/j.proci.2020.08.058
12
A. Hayakawa, Y. Arakawa, R. Mimoto, K. Somarathne, T. Kudo, H. Kobayashi, Experimental investigation of stabilization and emission characteristics of ammonia/air premixed flames in a swirl combustor, Int. J. Hydrogen Energy, 42 (2017) 14010-14018. 10.1016/j.ijhydene.2017.01.046
13
G. Naga, H. Ishii, T. Ito, E. Ohno, Y. Okuma, Development of Co-firing Method of Pulverized Coal and Ammonia to Reduce Greenhouse Gas Emissions, IHI Engineering Review, 53, (2020).
14
T. Yoshizaki, Test of the co-firing of ammonia and coal at Mizushima power staion, Journal of the Combustion Society of Japan, 61 (2019) 309-312.
15
J. Zhang, T. Ito, H. Ito, S. Ishihara, T. Fujimori, Numerical investigation on ammonia co-firing in a pulverized coal combustion facility: Effect of ammonia co-firing ratio, Fuel, 267 (2020) 117166 10.1016/j.fuel.2020.117166
16
A. Yamamoto, M. Kimoto, Y. Ozawa, S. Hara, Basic co-firing characteristics of ammonia with pulverized coal in a single burner test furnace, NH3 fuel conference, October 31th-November 1st, 2018.
17
H. Kobayasi, A. Hayakawa, K.D. Kunkuma A. Somarathne, E.C. Okafor, Science and technology of ammonia combustion, Proc. Combust. Inst. 37 (2019) 109-133. 10.1016/j.proci.2018.09.029
18
S.I. Kim, T.Y. Chae, Y.W. Lee, W. Yang, S.H. Hong, Performance Evaluation of a Novel Thermal Power Plant Process with Low-Temperature Selective Catalytic Reduction, Energies, 13 (2020) 5558. 10.3390/en13215558
19
I.L. Pioro, R.B. Duffey, T.J. Dumouchel, Hydraulic resistance of fluids flowing in channels at supercritical pres- sures (survey), Nucl. Eng. Des., 231 (2004) 187-197. 10.1016/j.nucengdes.2004.03.001
20
P. Basu, C. Kefa, L. Jestin, Boilers and Burners: Design and Theory, Springer-Verlag, New York, (2000) 128-211. 10.1007/978-1-4612-1250-8_6
21
F.P. Incropera, D.P. Dewitt, T.L. Bergman, A.S. Lavine, Fundamentals of heat and mass transfer, John Wiley & Sons, Inc., New York, USA, (2008) 461-644.
22
J.L.H.P. Sallevelt, J.A.M. Withag, E.A. Bramer, D. W.F. Brilman, G. Brem, One-dimensional model for heat transfer to a supercritical water flow in tube, J. Supercrit. Fluids, 68 (2012) 1-12. 10.1016/j.supflu.2012.04.003
23
NIST, Reference fluid thermodynamic and transport properties database (REFPROP): Version 10. https://www.nist.gov/srd/refprop
24
S.I. Kim, S.M. Choi, Practical suggestion for calculating supercritical water-steam properties, Trans. Korean Soc. Mech. Eng. B, 40 (2016) 809-814. 10.3795/KSME-B.2016.40.12.809
25
W. Wagner et. al., The IAPWS Industrial Formulation 1997 for the Thermodynamic Properties of Water and Steam, Transactions of the ASME, 122 (2000) 150-182.
페이지 상단으로 이동하기