1. 서 론

1.1 연구 배경

대형 엔진을 포함한 열기관, 기계 설비 등을 다루는 에너 지 집약적 공정은 많은 열이 발생한다. 선박 추진 시스템도 대표적인 에너지 공정으로서 선박 운항을 위한 주기관 운전 으로 인해 많은 열이 발생 및 소산된다(Song, 2018).

선박에서 사용하는 중유는 다른 연료보다 상대적으로 많 은 황 성분을 포함하기 때문에, 온실가스 증가 및 대기오염 에 많은 영향을 미친다. 이에 국제해사기구(이하 IMO)는 선 박 기인의 온실가스 감축을 위해 선박용 연료의 황 함유량 제한 규정을 신설하여 MARPOL 협약에 추가하고, 국제적인 온실가스 감축 전략을 채택(Resolution MEPC.304(72))하는 등 다양한 조치를 시행하고 있다. 우리나라도 MARPOL 협약 당 사국으로서 IMO 차원의 환경 규제를 수용하여 국내법으로 이를 반영하고 있다.

IMO 차원에서 온실가스 감축을 위해 황 함유량 규제와 더불어 대두되는 현안 중 하나는 선박 에너지효율 증진이 다. 황 함유량 자체가 온실가스 배출과 직접 관계되어 있으 므로 황 함유량이 낮은 저유황 연료유를 사용하는 조치는 가장 쉽게 온실가스 배출을 감축하는 방법이다. 그러나, 경 제적인 측면을 고려해야 하는 해운회사는 상대적으로 금액 이 비싼 저유황 연료유 사용에 있어 신중하지 않을 수 없다. 이에, 같은 연료를 사용하더라고 보다 높은 효율을 낼 수 있 는 기술 개발에 국제적으로 많은 관심이 자연스럽게 쏠리고 있다.

Fig. 1은 IMO 온실가스 초기 감축 전략에 따른 해운 부문 의 기술 개발 전망을 나타낸다. 기술적 측면에서 EEDI(에너 지효율지수, Energy Efficiency Design Index) 등의 에너지효율 을 증진할 수 있는 기술 개발은 꾸준하게 진행될 것이다. 현 단계에서는 단순하게 황 함유량을 제한하는 조치가 전반적 으로 시행되고 있지만, 만약 선박 에너지효율 증진에 관한 다양한 기술들이 개발되어 국제적으로 상용화된다면 이러 한 부문에서 경쟁력 있는 해운회사나 국가가 해운 산업의 선도적인 역할을 할 것으로 전망된다.

1.2 연구 목적

앞서 연구 배경에서 밝힌 바와 같이 온실가스 감축과 결 부된 향후 해운업의 경쟁력 증진 차원에서 선박의 친환경 에 너지 사용 및 에너지효율 증진에 관한 기술 개발은 국가적으 로 관심을 가지고 지속해서 진행해야 할 연구 부문이다.

유기 랭킨 사이클(ORC: Organic Rankine Cycle) 시스템은 중·저온(70 ~ 400℃) 범위의 열원에서 높은 에너지 변환 효율 을 얻을 수 있도록, 물보다 더 낮은 온도 범위에서 증발하는 프레온 또는 탄화수소 계통의 유기 매체를 작동 유체로 사 용한다. 이를 통해 상대적으로 낮은 저온에서 증기(기체)를 생성 및 동력을 발생시킬 수 있다(Oh and Song, 2012).

선박에 ORC 발전 기술을 적용한다면, 주기관을 운전하고 배출되는 배기가스 폐열을 이용할 수 있다. 동 연구에서는 선박의 주기관 폐열을 이용한 50 ㎾급 고온도 차 발전(ORC, Organic Rankine Cycle) 시스템을 개발하여 에너지효율을 향 상하고자 한다. 이는 친환경·고효율 조선기자재 역할을 함으 로써, 국내 조선·해운 산업의 기술 사업화 경쟁력을 높일 수 있다.

ORC 발전의 경우 과거 LNG의 냉열을 회수하는 복합 랭 킨 사이클을 구성한 연구를 수행한 사례가 있으며, LNG가 직접 팽창되어 터빈을 구동하는 직접 팽창 사이클, 복합 사 이클, 2단 응축 사이클을 구성하였다(Bao et al., 2017).

최근, 선박 폐열을 이용한 ORC 발전에 대한 연구가 진행 중에 있으며, 본 연구를 통해 개발하고자 하는 50 ㎾급 고온도 차 발전(ORC, Organic Rankine Cycle) 시스템은 선박의 주기관 으로부터 발생하는 폐열을 이용하기 때문에, 주기관의 배기 가스와 유기 랭킨 사이클의 작동 유체인 냉매가 효과적으로 열교환이 일어나도록 설계하는 사항이 중요하다(Kim, 2011).

전산유체역학(CFD, Computational Fluid Dynamics)을 통한 유동해석은 컴퓨터를 이용하여 유체(기체, 액체)의 역학적 문제를 수치적으로 푸는 것을 의미한다. 수치적으로 푼다는 말은 실험적이라는 의미와 대조되며 컴퓨터 시뮬레이션을 통한 분석을 지칭한다(Sung and Ahn, 2013).

열·유동해석(Analysis of Heat flow)은 3D 시뮬레이션을 이 용하여 구조물의 내·외부에 흐르는 유체가 온도 변화에 따 라 어떤 양상을 띠는지, 그것이 구조물에 어떤 영향을 미치 는지를 예측하는 작업을 말하며, 동 연구는 이 기법을 이용 하여 ORC 발전 시스템 내 냉매와 선박 주기관의 배기가스 로부터 일어나는 열교환기의 열전달을 해석하였다.

2. 수치 해석모델

수치해석을 위해 제작한 모델링은 열교환기 설계 프로그 램인 HTRI로 계산된 결과를 고려하였다. HTRI 설계를 기반 으로 열교환기 3D 모델링 형상을 제작하고 범용 유동해석 공학프로그램인 ANSYS사의 CFX(v. 18.1)를 활용하여 열교환 기(Heater) 내부에서 발생하는 각 유체의 온도, 압력, 속도 그 리고 작동 유체인 냉매의 상변화 및 그에 따른 질량 분포를 분석하였다(Kim et al., 2011).

2.1 해석 형상

Fig. 2는 주어진 열교환기 제작 요건을 고려하여 ANSYS사 의 Design-Modeler(v. 18.1) 프로그램을 이용하여 제작한 3D 형 상이다. 그리고 Table 1은 형상 각부의 세부 값을 나타내고 있으며, 밑면의 가로와 세로 길이는 각 0.75 m이며 전체 높 이 3 m의 직립형 열교환기로서 주기관으로부터 배출되는 배 기가스는 열교환기(Heater) 밑면으로 유입되어 관과 열교환 후 상부로 이동한다.

일반적인 유기 랭킨 사이클 시스템은 중저온(70 ~ 400℃) 범위의 열원에서 높은 에너지 변환 효율을 얻기 위해 물보 다 더 낮은 온도범위에서 증발이 일어나는 냉동기에 사용되 는 냉매나 탄화수소 계통의 유기매체를 작동유체로 사용하 는 저온 증기 열 동력 사이클로 상대적으로 저온에서 고압 의 증기가 얻어지므로 저온 열원을 이용하여 고효율의 동력 을 발생시킬 수 있다.

모델링에서 증발과 과열 과정을 별도의 유동장으로 구분 하여 제작한 이유는 다음과 같다. 본 열교환기의 성능 목적 은 온도 35℃의 액상 냉매(R152a)가 유입되어 최종적으로 열 교환기로부터 100℃ 과열증기로 배출되도록 하는 것이다. 즉, 동 열교환기는 주기관으로부터 배출되는 배기가스를 열 원으로 하는 일종의 보일러 역할을 한다. 정상상태의 랭킨 사이클 운전에서 액상(포화액)의 냉매가 열교환기 입구를 통해 계속해서 유입되기 때문에 몰리에르 선도 상에서 살펴 보면 습증기 영역에서 건도가 증가하는 방향으로 유체의 상 태가 변하는 것이다.

Fig. 3은 열교환기 모델링의 측면 모습을 나타낸다. 냉매 (R152a)가 열교환기(Heater) 하부에 있는 입구 공통 관(파이 프)으로 유입되어 Tube를 따라 유동하고 상부에 있는 출구 공통 관으로 토출된다.

측면의 모습에서 알 수 있듯이 Tube는 엇갈림 배열이 되 도록 모델링 하였다. Tube 간 중심 거리는 85 mm 그리고 Tube 재질은 Steel(k = 60Wm^-1K^-1)로 설정하였다. 주어진 설계 조 건에서 Tube 두께는 2.8 mm이지만 격자생성의 복잡성으로 고려하여 3D 모델링 형상에서는 두께가 없는 관(Tube)으로 즉, 내경으로 형상을 제작하고 추후, 경계조건을 설정할 때 배기가스와 Tube의 접촉면에 두께 2.8 mm의 Steel이 있는 효 과가 나타나도록 하였다.

2.2 격자 작업

Fig. 4는 Heater 모델링의 외부 격자를 보여주고, Fig. 5는 Heat 모델링의 단면 격자를 보여주고 있다. 정해진 해석 영 역(domain)에 대해 지배방정식을 푸는 경우, 해당 공간을 계 산해야 하는 경우의 수는 무한하므로 유한하게 제한할 필요 가 있다. 따라서 CFD 프로그램에서 공간을 유한하게 제한하 기 위해 공간을 control volume 형태로 나누는데(FVM = Finite Volume Method) 이것이 바로 격자 작업이다.

일반적으로 공간을 나누기 위한 기하학적인 형태로는 정 렬 격자인 Hexahedral type(육면체 형태)과 비정렬 격자인 Tetrahedral, Pyramid 또는 Prism type mesh가 사용된다. 그리고 격자 형태에 따라 특성이 구분되며 Hexahedral type의 경우 형태적인 특성상 복잡한 형태의 격자 구성에는 제한이 있으 나, 격자 구성만 잘 이루어진다면 일반적으로 비정렬 격자 타입에 비해 같은 수준의 결과를 도출하는 데 있어 격자 개 수를 줄일 수 있다.

비정렬 격자의 경우 특성상 복잡한 형상에도 격자 구성이 용이한 반면 Hexahedral type에 비해 일반적으로 격자 수가 증가하는 경향이 있다.

3. 정상상태 수치해석 결과

3.1 수치해석 조건

본 유동해석은 주기관으로부터 배출되는 배기가스와 50 ㎾ 급 고온도 차 발전(ORC, Organic Rankine Cycle) 시스템의 작 동 유체인 냉매(R152a)와 열교환 해석하고 Tube와 열교환을 하면서 Heater 내부를 이동하는 배기가스의 유동을 분석해야 하므로 Fig. 6에서 보는 바와 같이 Heat Transfer 옵션을 ‘Total Energy’ 그리고 난류 모델은 벽면 근처 예측이 뛰어나고 유 체 유동에서 높은 정확성을 보이는 것으로 알려진 SST(Shear Stress Transport) k-w을 사용하였다.

본 계산 사용하는 유체는 세 가지로써 배기가스를 모사하 는 Air Ideal Gas와 작동 유체인 R152a 냉매의 기체와 액체이 다. Air Ideal Gas 경우에는 CFX 프로그램 자체에서 설정할 수 있도록 지원하고 있으므로 간단하게 재료 물성을 설정할 수 있다.

다만, R152a 냉매의 경우에는 CFX 운전에 적합한 물성이 담긴 파일을 별도로 제공하고 있지 않으므로 이는 ANSYS사 에서 제공하는 RGP Table 변환 프로그램을 통해 CFX 계산이 가능하도록 변환하는 작업이 필요하다. RGP Table 변환 프로 그램은 Real Gas 데이터 파일이 *.fld 파일을 이용하여 별도 의 input 파일에 적용하고자 하는 유체의 압력과 온도 범위 를 설정하고 변화 Table의 Sampling 수를 입력하게 되면 RGP Table 형태로 변환하게 된다.

변환된 파일을 Fig. 7에서 보는 바와 같이 Material 설정에 서 Table Format을 ‘TASCflow RGP’로 설정하고 변환된 RGP 파일을 적용하면 된다. Fig. 7에서 R245FA(액체), R245VAP(기 체)로 명시되어 있지만, RGP 파일 내부의 실제 물성은 R152a 이다. Homogeneous Binary Mixture 모델은 상변화 해석을 위 한 재료(Material) 적용에 사용되는 모델이다. 수치해석을 위 해 설정된 경계조건 및 계산 결과는 Table 2와 같다.

3.2 온도분포

Fig. 8은 열교환기 수직단면에서 온도 범위 250℃~ 300℃ 에 해당하는 배기가스의 온도분포를 나타낸다. 열교환기 입 구를 통해 유입되는 배기가스(공기) 온도는 300℃로 설정하 였고, 증발과 과열 과정의 열교환 후 출구를 통해 배출되는 배기가스의 출구 온도는 계산 결과 대략 267℃로 도출되었 다. 또한, 증발 과정에서 열교환이 이뤄진 후의 배기가스 온 도는 278℃로 측정되었다.

배기가스 온도 변화에 영향을 미치는 요인은 열교환기의 형상, 관의 배열, 냉매의 상태 변화 등 다양하다. 특히, 동 모 델링은 효과적인 열교환을 위한 관을 직렬 배열이 아닌 엇 갈림 배열 형태로 설정하였다. 또한, 관의 배열에서 관과 관 사이의 중심 간 거리(간극)가 좁을수록 효과적인 열전달이 일어난다. 하지만, 간극이 좁아짐에 따라 배기가스 입·출구 의 차압이 증가함으로 이를 적절히 고려하여야 한다.

Fig. 9는 배기가스와 접촉하는 관(Tube) 및 냉매 입·출구 파이프의 표면 온도를 나타낸다. 열교환기 하부의 증발 과정 에서는 몰리에르 선도 습증기 영역 내의 상태 변화로써 온 도 변화가 거의 없으므로, 냉매(R152a) 입·출구 온도가 35℃ 로 일정하다는 점을 입·출구 파이프의 표면 온도를 통해 알 수 있다. 과열 과정은 몰리에르 선도 과열증기 영역 내의 변 화로써 기체 상태의 냉매가 배기가스로부터 받은 열량만큼 온도가 증가하는 방향으로 변화한다. 계산 결과, 과열된 냉 매 기체의 출구 온도는 104.5℃로써 출구 파이프 표면의 온 도분포를 통해서도 이를 확인할 수 있다.

3.3 압력분포

Fig. 10은 열교환기 단면에서 배기가스의 압력변화를 나타 낸다. 통상적으로 선박에서 운항 중에 사용하는 배기가스 Economizer 압력 차이는 50 ~ 100 [mmH₂O] 정도의 값을 나타 낸다는 점을 고려하면, 동 모델링을 통한 배기가스의 차압 은 상대적으로 크다고 판단할 수 있다.

이는 배기가스의 유량 조절 또는 관(Tube) 형상 및 배열 변경 등을 통해 조절할 수 있다. Fig. 11은 열교환기 단면에 서 냉매의 압력변화를 나타낸다. 입구와 출구의 냉매 압력 차이는 대략 1 ~ 2 kPa로써 매우 미미하다. 이는 등압 변화의 과정으로 간주할 수 있는 수준이다. 아주 미미한 차이지만 냉매가 열교환기 입구에서 출구로 이동할수록 배기가스로 부터 받은 열에너지에 의해 상변화(액→기)가 발생하면서 분자 간 운동에너지가 증가, 즉 압력이 소폭 증가하는 것을 확인할 수 있다.

3.4 속도 분포

Fig. 12는 배기가스의 속도 분포를 나타낸다. 동 모델링 은 직립식 열교환기 형상으로서 배기가스의 유동 자체는 복잡하지 않고, 단순히 열교환기 밑면의 입구를 통해 유입 된 배기가스가 관과 열교환 후 천장의 출구로 배출되는 구 조이다.

다만, 내부의 관과 직교 유동 방식의 열교환이 이뤄지기 때문에 그에 따른 저항으로 인해 배기가스의 속도가 감소하 게 된다. 그리고 벽면에 가장 가까이 위치한 관(Tube)이 벽면 과 접촉되어 있지 않기 때문에 열교환기의 벽면에는 상대적 으로 배기가스 유동 저항이 적다. Fig. 12에서 알 수 있듯이, 열교환기 내부 벽면 근처에서 배기가스 속도는 상대적으로 높게 나타난다.

Fig. 13은 관(Tube) 내부 냉매의 속도 분포를 나타낸다. 유입되는 냉매는 주기관으로부터 배출되는 배기가스에 의 해 가열되고 그에 따라 분자의 운동에너지가 증가하면서 유동 진행 방향으로 속도가 소폭 증가하는 것을 확인할 수 있다.

3.5 질량 분포(건도)

열교환기 하부에 있는 증발단 내부에서 발생하는 냉매 (R152a)의 상변화(액체→기체)의 질량 분포를 분석하였다.

모델링의 경계조건에서 완전한 액체(포화액) 상태의 냉매 가 유입되도록 설정하였기 때문에 입구 파이프는 기체 상태 가 전혀 존재하지 않는 즉, 건도 0 상태이며, 파란색은 건도 0 (포화액)을 나타내고 빨간색은 건도 1(포화증기)을 나타낸다.

계산 결과, 배기가스와의 열교환에 의해 증발 과정의 출 구에서 나타나는 냉매의 건도는 대략 0.94이다. 배기가스로 인해 전달되는 열에너지에 의해 액체 상태의 냉매가 유동 진행에 따라 점차 기체 상태로 변하는 과정을 Fig. 14를 통해 확인할 수 있다.

Fig. 15는 수평 단면에서의 건도를 나타내는데 자세히 살 펴보면 열교환기 벽면에 가깝게 위치한 관에서는 건도가 상 대적으로 낮은 점을 확인할 수 있다. 이는 열교환기로 유입 되는 배기가스 유동으로 인해 중심부에 있는 관보다 벽면에 근접한 관이 상대적으로 열전달 효율이 떨어지기 때문이지 만, 그 차이는 크지 않다.

4. 결 론

동 수치해석은 선박 주기관으로부터 배출되는 배기가스를 열에너지 원으로 활용하여 작동 유체가 냉매(R152a)인 유기 랭킨 사이클(ORC) 기반의 WHRU(Waste Heat Recover Unit) 시 스템 내 열교환기 열전달 성능(514 kW)을 ANSYS CFX(v.18.1) 프로그램을 통해 해석한 것이다. 랭킨 사이클 터빈 운전을 위해 요구되는 열교환기 성능을 도출하기 위한 목적으로 관 의 형상 및 배기가스 유입 조건 등을 조정하면서 514 kW 열 전달률 성능이 달성되도록 모델링을 제작하였다. 계산 결과, 본 해석대상과 계산 조건 및 범위 내에서 다음과 같은 결론 을 얻었다.