1.서 론

선박으로부터 발생하는 대기오염물질의 심각성을 인지한 국제사회는 국제해사기구(IMO)를 주축으로 해양오염방지협 약(MARPOL 73/78) 부속서 VI을 제정하고(Kang et al., 2004; Song et al., 2003), 대상 선박에 대하여 질소산화물(NOx) 및 황산화물(SOx) 등을 비롯한 대기오염물질 배출에 관한 규제 를 더욱 강화해오고 있다(Kim et al., 2015; Jung, 2011). 선박용 배기가스 스크러버(Scrubber)는 선박기인 대기오염물질인 SOx 와 입자상물질(PM)을 저감하기 위해 제시된 기술 중 하나이 다(Son et al., 2015). 스크러버는 SOx를 90%까지 제거할 수 있을 뿐만 아니라 PM도 최대 90%까지 제거가 가능한 것으 로 알려져 있다. 또한 IMO 보고에 의하면 스크러버에 의하 여 선박기인 블랙카본(Black Carbon)도 40 % 정도 제거가 가 능한 것으로 밝혀지는 등, SOx 뿐만이 아니라 PM 전체의 제 어를 고려한다면 다른 대기오염물질 저감 기술보다 스크러 버가 더 우수한 성능을 가진다는 것은 이미 많은 자료에 의 해 알려져 있다(Son et al., 2015,).

선박용 스크러버란 배기가스에 염기성 함유 매질(해수 또 는 청수)을 분사하여 가스 중의 SOx, PM을 제거하는 장치를 의미한다. 즉, 스크러버로 인입 된 배기가스에 물(물+흡수제) 을 분사시켜 충진물 표면에서 배기가스와 물이 접촉 반응하 도록 하여 배기가스 중의 오염물질을 흡수, 제거한 후 비교 적 깨끗한 배기가스를 대기 중으로 방출하도록 되어 있다.

앞서 설명한 바와 같이 스크러버는 여러 가지 많은 장점 을 가지고 있음에도 불구하고 선박으로의 적용에 있어서는 여러 가지 단점을 지니고 있다. 대표적으로 육상에 비해 공 간이 제한적인 선박에서 적용에 있어 그 규모가 크다는 점 과 그에 따라 가격이 비싸다는 것이다(Han et al., 2007). 이에 보다 컴팩트하면서 처리용량은 크며 저비용으로 제작이 가 능한 스크러버의 개발이 필요할 것이다.

이에 본 연구에서는 선박기인 대기오염물질 규제강화에 대응하기 위한 기술의 하나로 IMO에서도 권장하고 있는 스 크러버를 이용하는 방안을 연구하였으며, 이를 위해 수치해 석을 통하여 기존 스크러버의 문제점 등을 파악하였고, 이 러한 문제점들을 개선할 수 있는 새로운 형태의 와류형 스 크러버에 대한 수치적 연구를 수행하였다.

2.스크러버 기초설계를 위한 수치해석

2.1.지배방정식 및 이산화방법

일반적인 열유동의 운동 방정식은 연속 방정식(Continuity equation), 운동량 방정식(Momentum equation), 그리고 에너지 방정식(Energy equation)으로 아래와 같이 표현된다.

여기서 응력텐서인 τ와 전단변형률의 관계는 다음과 같다.(4)

본 연구에서 활용된 CFX는 Implicit, Pressure-based 방법을 사용하며, 여기에는 ( P , u i , H )의 주요 독립 변수들이 사용 되었다. 일반적으로 범용 상용코드는 위의 변수에 대해 해 석을 수행하며, 압축성 유동에 대해서는 적절한 압력과 속 도의 연동을 보장해 주기 위한 계산이 추가된다.

지배방정식 식(1), (2), (3)을 검사체적에 걸쳐 적분함으로 써 질량, 운동량, 에너지 방정식에 대한 이산화 적분식을 다 음과 같이 구할 수 있다.(5)(6)(7)

이때 ( Δ n j ) i p 는 적분점(ip) 위치에서의 국부 표면 벡터이 고, 검사체적의 적분점 표면을 통과하는 m_ip는 질량유동이 다. 모든 방정식들은 시간간격의 제한을 피하기 위해서 Implicit하게 다루어진다.

확산항은 Element shape function의 미분형태로 각 적분점의 위치에서 구배계수를 계산함으로써 결정된다. Upwind, Quick 등 몇 가지 기법에 의해 대류항이 평가될 수 있으나, 본 연구 에서는 대류항에 대해 2차 정확도의 Upwind biased approach 에 기초한 High resolution 기법을 사용하였다.

식(8)과 같이 Divergence 형태에서 모든 항들에 대해서, 질 량 Divergence항은 표면적분으로 변환된다.

밀도는 식 (9)와 같이 다른 대류항들과 같이 표준 High resolution 스킴을 적용하여 계산된다.

Upwind biased 평가는 운동량과 에너지 방정식의 다른 대 류량과 마찬가지로 유동이 상당히 압축성이어도 2차의 정확 도를 가지고 안정적이다. Implicit 방법에서 중요한 것은 ρ u 의 선형화이고, ρ u는 Newton-raphson 선형화에 의해 확장된 다.

여기서 위첨자 n은 새로운 값(Implicit)을 의미하고, 0은 예 전(지연된 값) 시간 레벨이다. 또한 식 (10)과 같이 밀도에 대 한 상태 방정식은 압력 항으로 구성된 ρ n의 Implicit 표현을 얻기 위해서 차분되며 앞서 제공된 상태방정식에서 미분항 ∂ ρ ∂ ρ 를 계산한다.

2.2.수치해석 방법

기존 스크러버를 수치해석하기 위하여 적용된 해석 조건 을 Table 1에 나타내었다. 열유동 해석을 위해 상용프로그램 ANSYS 13.0 CFX가 사용되었다(ANSYS CFX 13). 정상 상태 조건을 이용하였고, 난류 모델은 k-Epsilon 모델을 적용하였 다. 배기가스는 실제 조건과 유사하도록 질소 77%, 이산화 탄소 13%, 산소 5%, 수증기 5%의 혼합가스로 가정하였으 며, 물의 수증기로의 상변화를 고려하여 계산하였다. 가스의 입구 온도는 350℃, 질량유량은 1.05 kg/s로 가정하였다. 그리 고 기존의 일반적인 스크러버는 물이 분사되는 노즐 위쪽에 demister가 존재하는데 본 해석에서는 이 부분을 계산하기 위하여, 여기에 0.95 값의 volume porosity 조건을 적용하였다.

와류형 스크러버를 수치해석하기 위하여 적용된 해석 조 건을 Table 2에 나타내었다. 기존 스크러버의 수치해석 방법 과 조건은 동일하나, 와류형 스크러버의 경우 demister가 존 재하지 않으므로 porosity 조건은 적용하지 않았다. 또한 본 연구에서는 입출구의 압력 차이를 조사하는 것이 주요 내용 이므로 와류형 스크러버에서는 스크러버의 세정 능력에 큰 영향을 미치는 노즐분사압력을 0 kPa과 600 kPa 두 경우로 하 여 해석을 수행하고 그 차이를 살펴보았다.

3.수치해석 결과 및 분석

본 장에서는 2장에서 기술한 수치해석 방법을 이용하여 계산한 기존 스크러버의 수치해석 결과와 와류형 스크러버 의 수치해석 결과에 대하여 나타내었다.

3.1.일반 스크러버에 대한 수치해석 결과

하부에서 배기가 유입되어 상부로 배출되는 구조를 가진 일반적으로 선박에서 사용되는 스크러버를 대상으로 해석 을 진행하였다. 본 계산에서는 스크러버 전체를 계산하기에 는 물리적, 시간적으로 많은 어려움이 있어 스크러버의 4분 의 1만을 대상으로 계산을 수행하였다.

Fig. 1과 Fig. 2는 스크러버 내에서 노즐로부터 물이 분사 되는 동안 유입된 배기가스가 출구로 배출되는 동안의 배기 가스 질량 분율을 나타낸다. Fig. 2에서 배기가스의 질량 분 율은 입구 측에서 최대 0.099를 나타내다가 노즐을 지나면서 급격히 감소하는 것을 볼 수 있다. 이는 스크러버에 의한 배 기가스의 세정이 잘 이루어지고 있다는 것을 의미한다.

Fig. 3은 스팀의 질량 분율을 나타낸다. 배기가스 질량분 율 분포와는 달리, 노즐부분을 지나면서 뜨거운 배기가스가 액화되어 더 큰 스팀 분율을 보이고 있다. 그 때의 최대 분 율은 0.09 이상을 나타내고 있으며, 이는 출구 측으로 배기 가스 대신 대부분 수증기만 빠져나가게 된다는 것을 보여 준다.

Fig. 4와 Fig. 5에서는 스크러버 내의 물의 질량 분율을 보 여준다. 최대 분율은 노즐을 기준으로 아래부분에 나타나고 있으며, 특히 가운데 부분에서 물의 분율이 최대가 된다는 것을 알 수 있다. 이는 스크러버의 벽면에서 멀어질수록 배 기가스의 정화가 잘 이루어진다는 것을 의미한다.

Fig. 6은 스크러버 내의 압력 분포를 나타낸다. 앞서 말한 바와 같이 demister volume porosity는 0.95이고, 이는 demister 가 대부분 빈 공간으로 이루어져 있다는 것을 의미하며, 이 때의 입·출구 압력차는 134.2 kPa이었다. 이 압력차가 큰 값 은 아니지만 만약 porosity가 증가하게 된다면 압력차 역시도 크게 증가할 것으로 예상되기 때문에 스크러버를 주기관 가 까이 설치 시 엔진으로의 배압의 영향이 크게 작용할 수 있 다는 것을 감안해한다. 즉 가능한 엔진으로부터 멀리 스크 러버를 설치함으로써 배압의 영향을 감소시킬 필요가 있다 는 것을 의미한다.

3.2.와류형 스크러버에 대한 설계 및 수치해석 결과

3.2.1.와류형 스크러버 설계 형상

Fig. 7과 Fig. 8은 본 연구에서 설계한 와류형 스크러버의 2차원 및 3차원 형상을 나타낸다. 내부는 방사형으로 배열된 8개의 수관과 중앙에 위치한 1개의 수관, 와류형 가이드베인 등으로 구성되었다. 각 수관에 위치한 다수의 노즐에서 물 이 분출되도록 하였으며, 배기의 유동을 가이드 베인으로 조절할 수 있도록 하였다.

3.2.2.계산격자 및 경계조건

Fig. 9는 수치해석을 위한 격자 형성 모양을 보여준다. 가 이드 베인의 형상으로 인해 periodicity 경계조건을 부여하지 않고 전체 유동장에 대한 격자를 생성하였기 때문에 다소 많은 격자를 생성하게 되었다. 전체 격자 수는 약 950만개, 노드 수는 약 180만개로 구성하였으며, 노즐 입구부와 경계 면에는 조밀한 격자를 생성시켰다.

3.2.3.수치해석 결과

Fig. 10은 노즐의 압력 변화에 따른 입·출구 차압 변화를 나타낸다. 노즐의 수압이 증가함에 따라 차압도 증가하는 경향을 보이며, 설계점인 수압 600 kPa에서 입·출구의 차압 은 약 60 kPa에 달한다.

Fig. 11은 노즐에서 물이 분사되지 않는 경우와 노즐 수압 이 600 kPa인 경우의 압력 분포를 나타내고 있다. 수직 방향 에 대한 압력강하는 미미한 것으로 나타나지만, 배플(baffle) 을 기준으로 내부와 외부의 압력차가 크게 발생한다는 것을 알 수 있다.

노즐 수압이 600 kPa일 때의 온도 분포는 Fig. 12와 같다. 노즐에서 분사된 25℃ 의 물에 의해 배플을 지난 350℃ 의 고 온의 배기가스는 급격한 온도강하가 발생하여 출구의 온도 는 약 30℃ 로 나타난다. 본 연구에서는 상변화 및 증발모델 을 적용하지 않았고 실제 증발에 필요한 잠열이 고려되지 않았기 때문에 실제로는 더 높은 출구 온도를 가질 것으로 판단된다.

Fig. 13 ~ 15 물이 분사되지 않은 경우와 노즐 수압 600 kPa인 경우의 속도 분포 및 유선을 나타내고 있다.Fig. 14

본 스크러버에서의 전체적인 유동 특성을 정리하면, 배기 가스는 입구로부터 유입되어 바닥면(Bottom plate) 하부에서 와류를 형성하면서 그 중 일부분은 바닥면을 지나 가이드 베인을 따라 출구로 배출되는데 이 때 수직방향의 압력구배 는 크게 발생하지 않지만 대신 배플을 중심으로 내부와 외 부의 압력차가 발생하게 되며 단면적의 감소로 인하여 출구 직전에 압력이 감소한다.

배기가스 유선의 형태를 보면 물이 분사되지 않는 경우에 는 물이 분사되는 경우에 비해 가이드 베인을 따라 출구까 지 일정하게 흐르며, 배플 내부에서는 가이드 베인을 따라 서 흐르는 배기가스에 의해 회전류를 형성하여 배출되고 있 으며, 가이드 베인, 노즐의 수압 및 배열 등이 유동 형태에 많은 영향을 끼치는 것을 알 수 있다.

노즐로부터 물은 약 120 m/s의 속도로 분사되며, 노즐주위 의 공기 역시 높은 속도를 가진다. 또한 출구에서의 압력 저 하로 인해 속도가 증가하는 것을 확인 할 수 있다. 유선을 보면 입구부와 바닥면 하부에서 와류가 발생하는 것을 알 수 있고, 이것은 스크러버의 효율에 영향을 미칠 수 있을 것 으로 보인다. 또한 바닥면과 가이드 베인 사이의 공간이 넓 어 유동이 정체되는 현상이 나타나고 있으며, 이 부분은 가 이드 베인의 피치값 조정 및 재설계를 통해 개선되어야 할 것으로 보인다.

4.결 론

본 연구에서는 선박기인 대기오염물질 중 SOx, PM 등의 규제강화에 대응하기 위해 수치해석을 통하여 기존 스크러 버의 문제점을 파악하였고, 이러한 문제점들을 개선할 수 있는 새로운 형태의 와류형 스크러버에 대한 연구를 수행하 였다. 그 결론은 다음과 같다.