순환유동층내 연속적인 고체흐름속도 측정을 위한 고체흐름계

김성원, 김상돈

한국과학기술원 화학공학과 및 에너지 환경 연구센터

A solids flowmeter for continuous solids flow measurement

in circulating fluidized bed

S. W. Kim and S. D. Kim

Department of Chemical Engineering and Energy & Environment

Research Center, KAIST, Taejon 305-701, Korea

서론

지금까지 기체와 액체 흐름속도를 측정하기 위한 많은 방법들이 존재하나, 고체입자흐름을 측정하는 방법들은 상대적으로 적은 편이다. 특히, 순환유동층 시스템에 있어 고체순환속도 또는 mass flux 는 중요한 조업변수이며, 공정제어에 있어 결정적 인자로 시스템의 안정적인 조업을 위해 신뢰성있는 측정방법의 개발에 대한 연구들이 진행되어 오고 있다. 고체흐름속도를 측정하는 방법에는 여러 가지가 있으나 다양한 이유로 인하여 상당히 제한적이다. 이러한 제한요소로는 민감도 (sensitivity), scale-up 시 확실성 (certainty), 신뢰도 (reliability) 등이 있다 [1]. Burkell et. al. (1988)은 이상적인 고체순환속도 측정방법의 기준으로 8가지를 제안하였다. 이것은 on-line 상태에서 측정가능하여야 하고, 민감하며, 추론적이지말아야 하며, 고온에서도 측정가능하여야 하며, scale-up 시에도 적용가능하며, 신뢰도가 있고, 넓은 조업범위에도 가능하며, calibration 이 필요하지 않는 방법이어야 한다고 했다. 그러나 실제적으로 이들 모두를 만족하는 방법은 존재하지 않는다. 따라서 많은 연구자들에 의해 다양한 고체순환속도 측정방법이 제안되었는데, 일반적으로 butterfly valve 를 이용한 방법이나 flow diversion method 가 많이 쓰인다. Butterfly valve 를 이용한 방법은 downcomer 내 porous plate 형태의 modified butterfly valve 를 설치하고, 밸브를 닫은 상태에서 일정시간동안 고체입자를 축적시키면서 유동화시킬때 층내 압력차를 측정, 고체순환속도를 예측하는 방법이다. 또한, flow diversion method 는 downcomer 를 통해 내려오는 고체입자를 diversion device 를 통해 흐름경로를 바꾸어 주어진 시간동안 sampling bottle 에 모은 후, 이것의 무게를 재어 고체순환속도를 측정하는 방법이다. 이 방법들은 sensitivity 가 크고, calibration 이 필요치 않으나, on-line 상태에서는 불가능하고, scale-up 이나 가압장치에 있어 적용이 어려운 단점을 갖는다.

Fig.  Solid flowmeter design and principle

따라서 본 연구에서는 순환유동층에서 고체흐름속도를 연속적으로 측정할 수 있는 흐름계가 제안되었고, 고안된 흐름계의 고체흐름 변화에 대한 응답특성을 고찰하였다

제안된 고체흐름계 (Solid flowmeter)

본 연구에서 사용한 고체흐름계의 개략도는 Fig. 1 과 같다. 고체흐름계의 형태는 피토관 (pitot tube) 와 유사하며, 기본원리는 하강하는 입자들이 측정위치에 미치는 momentum을 압력신호로 받음으로써 이로부터 mass flux 값을 알아내는 것으로 기존의 momentum probe 와 같은 원리이다. 그러나, 기존의 momentum probe 의 경우 순환유동층내 고체입자의 상승흐름과 하강흐름이 동시에 존재하는 상승관 (riser) 내 흐름 거동 예측을 목적으로 함으로써, probe 의 두 관의 tip 을 반대방향으로 하여 각각에서의 purging air를 개별적으로 조절함으로써 보편적인 적용과 전체 mass flux 유추에는 어려움이 있었다. 그러나, 본 연구의 고체흐름계는 고체입자의 중력에 의한 하강흐름만이 존재하는 downcomer 에 적용함으로써 공업적으로 많이 사용되는 기존의 pitot tube 와 같이 쉽게 mass flux를 측정할 수 있다. 본 연구의 고체흐름계는 다음과 같은 장점을 갖는다. 1) 장치가 간단하다. 2) 제작이 용이하고 비용이 적다. 3) On-line 측정이 가능하다. 4) Tip 의 크기가 작아 전체흐름에 영향을 주지 않는다. (고체흐름의 경로변화가 없다.) 5) 고압 및 고온시스템 적용이 가능하다. 본 고체흐름계는 입자들의 모멘텀을 측정하기 위한 관과 정압을 측정하기 위한 관 등, 두 개의 관들로 구성되어있다. 이들은 sus 304 tube 로 제작되었으며 내경은 4.2 mm 이다. 흐름계의 각 관들은 압력을 측정할 수 있도록 압력계로 연결되어 있고, 고체흐름계로의 입자유입을 막기 위하여 고압의 purging air 가 흐르도록 되어있다.

Fig.  Schematic diagram of

experimental set-up

실험장치 및 실험방법

본 연구의 고체흐름계를 테스트하기 위한 실험장치의 개략도는 Fig. 2 와 같다. 실험장치는 순환유동층에서 싸이클론 하부에 위치한 downcomer 를 모사한 것으로, 이 영역에서의 고체입자흐름은 중력에 의한 하강흐름을 갖는다. 전체 장치는 고체흐름칼럼, 호퍼와 하강하는 입자의 무게를 측정할 수 있는 저울로 구성되어 있다. 칼럼의 내경은 0.05 m 이고, 높이는 0.8 m 로서 내부 고체흐름의 분산정도를 확인하기 위하여 아크릴로 제작되었다. 칼럼 내 입자의 분산을 원활하게 하기 위해 칼럼의 상단에 분산판을 설치하였고, 고체흐름계의 위치는 입자들이 종말속도 (terminal velocity) 에 충분히 도달할 수 있는 거리인 분산판으로부터 0.6 m 하부에 설치하였다.

고체흐름계에 대한 입자들의 momentum 과 정압을 보정하기 위한  압력을 측정하기 위하여 고체흐름계의 각각의 관은 pressure transducer (valydine, USA) 에 연결되었고, 여기서 나오는 신호는 data acquisition system 을 거쳐,  IBM-PC 에 저장되었다. 고체흐름계로의 입자유입을 막기 위하여 고압의 purging air (3.4 kgf/cm2)를 일정한 유속으로 유지시켰다. 실험은 고체흐름계에 purging air 를 흐르게 한 상태에서 상부호퍼 하부에 위치한 밸브를 이용하여 하강하는 고체량을 조절하였으며, 일정한 고체흐름을 갖을 때 고체흐름계에 미치는 압력을 측정하였으며, 일정한 시간동안 저울에 쌓이는 고체량을 측정하여 고체 질량플럭스량을 구하였다. 또한, 측정에 있어 반경방향으로 고체질량계를 이동시켜 측정함으로써 반경방향으로 고체흐름에 변이가 있는지를 확인하였다.

본 연구에 사용된 입자는 실리카샌드로 Geldart B group 에 속하며 평균입경은 순환유동층내 일반적인 재순환물질의 입도범위에 해당되는 101 □ 이고, 겉보기 밀도는 3120 kg/m3 이다. 또한, 종말속도는 0.66 m/s 이다.

Fig.  Typical signal of solid flowmeter

결과 및 고찰

Fig. 3 에 각각의 고체 mass flux 에서 고체흐름계의 전형적인 신호를 나타내었다. 각각의 경우에 purging air 는 관내 6.0 m/s 로 일정하게 유지시켰다. 그림에서 볼 수 있듯이 mass flux 가 증가될수록 압력요동은 증가하였고, 또한 시간 평균된 압력값도 증가하였다. 신호의 형태에 있어서는 기존의 momentum probe 를 이용한 측정에서 순환유동층 상승관의 core 영역의 momentum 압력신호와 유사한 형태를 나타내었다. 일반적으로 impact 또는 momentum probe 와 같은 force probe 의 신호는 직접적이므로, 입자의 하강흐름에 대해 양의 응답 (positive response)을 나타내고, 응답의 크기는 고체 mass flux 의 크기에 대한 지시자 역할을 한다 [2] 따라서, 본 고체흐름계의 응답신호로부터 고체흐름 상태를 on-line 으로 확인할 수 있어, 시스템내 순간적인 변화를 감지할 수 있음을 알 수 있다.

Fig. 4 는 고체흐름계에서 고체흐름 momentum 에 의한 impact pressure 에 대한 mass flux 의 영향을 나타내었다. Purging air 는 각각 관내 3.6, 6.0 과 7.2 m/s 로 일정하게 유지시켰다. 그림에서 볼 수 있듯이 고체흐름계에 미치는 압력은 고체 mass flux 가 증가될수록 증가하였다. 그러나 그 증가정도는 흐름계로의 입자유입을 막기위한 purging air 의 유속에 따라 변화하였다. 고체입자의 momentum 에 의한 압력변이는 식 (1) 과 같이 표현될 수 있다 [3].

[eqn: Delta P_m ~= ~alpha ~[rho_g epsilon U_g LEFT | U_g RIGHT | + rho_s epsilon_s U_s LEFT | U_s RIGHT | ]]                   (1)

이 때 식 (1)에서 흐름계에 미치는 영향은 무시할 수 있으므로 식 (2) 과 같이 표현될 수 있다.

[eqn: Delta P_m ~= ~alpha ~ rho_s (1-epsilon) U_s LEFT | U_s RIGHT | ~=~alpha~G_s U_s]                  (2)

식에서 □는 momentum transfer factor 로 비압축성 유체 (incompressible fluid) 의 경우, 0.5 로 일정하나, 고체입자 흐름의 경우 실험적으로 결정되어야 하며 [4], purging air 의 유속에 의해 크게 영향을 받는다 [5]. 식 (2)에서 입자속도 (Us) 의 경우, 고체흐름의 입구에서 일정한 거리에 이르면 입자속도가 종말속도에 도달하여 일정해지므로, mass flux 의 증가에서 오는 momentum 증가에 의한 압력의 변이는 계수 □와 고체 mass flux 에 지배받게 된다. 이는 purging air 의 유속에 따라 impact pressure 의 정도가 변할수 있음을 의미하는 것으로 고체유량계의 감도 (sensitivity) 를 향상시키기 위해 purging air 의 유속의 영향을 조사하여야 함을 의미한다. Fig. 5 에 고체입자의 impact pressure 에 대한 고체흐름계 tip 을 통한 purging air 유속의 영향을 나타내었다. 그림에서 볼 수 있듯이 동일한 mass flux 에 대해 impact pressure 는 purging air 유속에 대해 최대값을 나타내었고, 최대값은 4.8 m/s 의 purging air 의 유속에서 나타났다. 또한, mass flux 가 증가할수록 최대값의 정도는 증가하였다. 이와 같이 purging air 의 유속에 대해 impact pressure 가 최대값을 갖는 것은 상대적으로 낮은 purging 유속을 갖을 때, 입자들의 tip 에서의 감속 (deceleration) 의 정도가 작음으로써 tip 아래 수평관에 부딪혀 impact 정도의 일부가 관벽면에 전달, impact 가 압력계에 제대로 전달되지 않는 것이다. 또한, 유속이 너무 높으면, tip 에서 배출되는 purging air 가 하강하는 입자들이 tip 에 도달되기 전에 입자의 속도를 감소시킴으로써 tip 에서 감지할 수 있는 momentum 이 상대적을 작아진다 [4]. 따라서, 고체흐름계의 감도를 향상시키기 위해서는 최대의 impact pressure 를 나타내는 purging air 의 유속을 일정하게 유지시키는 것이 매우 중요할 것으로 판단된다.

Fig. 4 Effect of solid mass flux on impact            pressure of solid particles

Fig. 5 Effect of purging air velocity on

impact pressure of solid particles

참고 문헌

1. Burkell, J. J., Grace, J. R., Zhao, J. and Lim, C. J., CFB Technol.Ⅱ, eds. by P. Basu and J. F. Large, Pergamon Press, New York, 501-509 (1988)

2. Yang, W., B. Ettehadien and G.B.  Halidipur, AIChE J., 32, 1994-2001 (1986).

3. Mirgain, C., C. L. Briens, M. Del Pozo, R. Lutaty and M. A. Bergougnou, Powder Technol., 96, 202-210 (1998).

4. Zhang, W., F. Johnsson and B. Leckner, Chem. Eng. Sci., 52(4) 497-509 (1997)

5. Rhodes, M., M. Sollaart and X. S. Wang, Powder Technol., 99, 194-200 (1998)