HYSYS 공정 설계를 통한 다중효용증발기 적용 해수담수 성능 해석

1. 서 론

최근 몇 년 동안 인구가 급격한 증가와 산업이 확대 되면서, 담수의 수요가 증가하고 있다. 국제 담수화 협회(International Desalination Association)는 현재 전 세계적으로 18,000개 이상의 담수화 플랜트가 운영되고 있으며 최대 생산 능력은 하루 약 9천 만 입방 미터(m³/d)의 담수라고 보고하였다(Seamonds[2016]).

또한 해수를 통한 물질 추출을 통해 다양한 광물질이 생산되고 있으며, 이와 같은 해수에서의 미네랄 추출은 고대부터 이어지고 있다. 현재 가장 농축 된 네 가지 금속 인 Na, Mg, Ca 및 K는 상업적으로 해수에서 추출되고 있으며(Loganathan et al.[2017]), 2015년 미국에서 마그네슘 생산량의 63%는 바닷물과 염수로 부터 공급되었다(Campbell[2016]). 브롬은 또한 중국과 일본의 해수에서 생산되고 있으며, 바닷물에서 리튬 추출은 1970 년대에 시도되었지만 곧 중단되었다. 해수에서 우라늄을 추출하는 아이디어는 적어도 1960 년대부터 고려되어 왔지만 1990 년대 후반 일본에서 추출된 우라늄은 몇 그램에 불과하고 있다(Bardi[2008]).

이와 같은 담수 및 미네랄의 수요 증가에 따라서 담수화 시장이 급격히 성장하고 있으며, 현재 해수담수시장은 약 152억 달러 규모로서 12년 이전보다 약 380%가 증가한 규모이다. 기존에는 해수를 가열 증발시켜 담수를 생산하는 MSF(Multi Stage Flash) 담수화 장치가 주를 이루었으나 높은 전력소비량과 고온 해수의 부식 문제 등으로 현재는 약 20%의 산업을 차지하고 있으며, 60%이상의 담수화 시장이 RO(Reverse osmosis) 담수화 방식으로 전환되었고 그 규모 또한 증가하는 추세이다. 하지만 에너지의 활용과 산업 규모에 따라서 MED(Multi-effect distillation)과 같은 증발식 기반의 담수화 방식이 사용되고 있으며, 이를 개선하기 위한 연구가 진행되고 있다(Ophir and Lokiec[2005]). MED는 전체 담수화 설비의 10%를 차지하고 있으며, 대량의 미활용열이 발생하는 발전소 및 산업체와 연계하여 활용되고 있다.

이와 같이 MED는 시뮬레이션을 통한 공정 개발은 최근에도 연구되고 있으며, Hamad 등에 의해 MED와 TVC(Thermal Vapor Compression)를 활용한 MED-TVC 공정도 개발이 진행되고 있다(Hamad et al.[2018]; Elhassan et al.[2016]). 또한, 다양한 담수화 방식과의 연계를 통한 담수율 증가와 해수 농축율을 증가하는 방안에 대한 연구가 진행되었다. Dahdah는 MED와 MSF의 하이브리드 담수화 방식에 대한 연구를 수행하였으며, Mirko Skiborowski는 역 삼투압(RO) 및 정방향 공급 MED 하이브리드 시스템의 상부 구조를 최적화하였다.

하지만 MED를 통한 담수화의 제약은 다수 개의 베드를 통해 축적된 브라인의 염도가 80,000~150,000 ppm 이상을 초과할 경우 설비 내부에 부식을 야기하는 것은 물론이며 국가적 차원의 농축 해수 발생에 따른 배출 제한이 되기 때문이다. 따라서 다양한 하이브리드 담수화 방식은 설비 부식과 배출제한에 의해 일정 규모 이상의 농축은 제한되고 있다(Kaplan et al.[2017]).

본 논문에서 제시하고자하는 MED 담수화 시뮬레이션 모델은 다단의 증발 챔버를 통해 고도 농축된 해수를 흡착식 담수화(AD, Adsorption desalination) 설비와 연계하여 해수 담수 후의 배출수 발생을 최소화 하는 방안에 대한 것으로서 보단 친환경적인 담수화 모델을 개발함에 있다. MED와 TVC의 최적화 설계를 위한 성능해석을 통해 AD에 공급하기 위한 농축수의 PPM을 산출하고 MED를 통해 생산되는 담수량을 확보하고 AD를 통해 공급된 냉열을 활용한 담수 응축을 적용하고자 한다. Fig. 1은 MED-TVC 기반 해수담수화 플랜트 공정 개념도이다.

Fig. 1.

Schematic diagram of MED-TVC based seawater desalination plant.

2. MED-TVC 공정 분석

2.1 증발기 분석

다단효용증발식 담수화 공정의 핵심 장치는 저압형성 후에 증기화된 담수를 생산하는 증발기이다. 증발기의 개수 및 형상에 따라 담수생산량과 GOR(Gained Output Ratio) 등 주요 성능에 영향을 미치며, 증발기 형상 개선이나 대수 조절을 통해 시스템의 최적화가 가능하다. 본 공정에서는 증발기의 대수 변화에 따른 시스템 영향만을 적용할 계획이며, 형상에 따른 최적화는 포함되지 않는다. 증발기의 물성 분석을 통해 에너지 및 물질 균형을 다음과 같이 계산하였다. Fig. 2는 MED 적용 증발기의 개념도이다.

Fig. 2.

Design of MED evaporator.

식 1과 같이 공급되는 해수의 유량(Fi)은 증발이후의 브라인량(Bi)과 담수량(Vi)의 총 질량과 동일하며, 식 2에서와 같이 공급되는 해수의 염분량(Xf)은 배출된 브라인의 염분량(Xdi)과 동일하다. 또한, 식 3은 증발기에서 공급 증기의 잠열변화량은 해수의 온도감소에 따른 현열량과 증기 생산에 따른 잠열량의 총량을 나타낸다.

각 증발기에서 발생하는 증기의 열량은 식 4와 같으며, 식 5는 증기의 열량은 공급 해수와 냉각수의 온도차를 통해 발생하는 응축기 내부 증기의 응축 열량을 나타낸다.

$\[ F_i=V_i+B_i \]$

(1)

$\[ X_f{F}_i=X_{di}{B}_i \]$

(2)

$\[ V_{i-1}{\text{λ}}_{i-1}=F_i{C}_p\left(T_i-T_f\right)+V_i{\text{λ}}_i \]$

(3)

$\[ Q_{ei}=V_i{\text{λ}}_i \]$

(4)

$\[ V_c{\text{λ}}_i=\left(F_i+F_{cw}\right)C_p\left(T_f-T_{cw}\right) \]$

(5)

여기서 F_i = 해수 유입량(Seawater inflow rate)　　　 V_i = 증기 발생량(Steam generation rate)　　　 B_i = 제 2 증발기 유입 브라인(2nd evaporator inlet brine)　　　 C_p = 해수 비열(Seawater specific heat)　　　 X_f = 해수의 염도(Salinity of seawater)　　　 X_bi = 브라인 염도(Salinity of brine)　　　 λ_i = 공급증기의 증발잠열(Latent heat of evaporation of supply steam)　　　 M_cw = 냉각수 유량(Coolant flow rate)　　　 Q_ei = 증발열량(Evaporation heat)　　　 T_f = 해수의 온도(Seawater temperature)　　　 T_i = 증발기 내부 온도(Temperature inside the evaporator)　　　 T_cw = 냉각수 온도(Coolant temperature)　　　 P_i = 증발기 내부 압력(Pressure inside the evaporator)　　　 D_i = 생산된 담수 유량(Produced water mass flow rate)

2.2 TVC 분석

증기 압축기는 공급되는 스팀의 압력을 감압하면서 모티브 스팀의 압력을 더 낮추게 되는 원리를 가지고 있으며, 이를 통해 MED 내부의 압력을 저감할 수 있게 된다. 이와 같은 TVC 압축 공정은 진공펌프 활용에 따른 전력 손실을 저감할 수 있어 공정 효율에 영향을 미친다. 이젝터를 구성하기 위한 다양한 해석 방안이 있으나 본 논문에서는 Perry에 의해 제안된 Gas to Gas 이젝터 이론을 착안하였고, 계산식은 아래와 같다(Green and Perry[1997]; Aerstin and Street[1978]). Fig. 3은 TVC 적용 이젝터의 개념도이다.

Fig. 3.

Design of MED-TVC desalination ejector.

이때 사용된 이론은 공급 증기와 흡입 증기와의 압력차를 통한 유량값에 관한 겻으로서 공급 증기와 흡입 증기, 토출 증기의 유량과 유속에 의해 결정된다. 공급 증기의 유량과 유속이 증가할수록 공급 증기와의 압력차가 증가하여 유입 압력을 낮추는 효과를 갖는다.

$\[ \left(P_m-P_s\right)A_m=M_m{V}_m{E}_{ff}-M_d{V}_d-M_s{V}_s \]$

(6)

여기서 P_m = 공급 증기 압력(Motive Pressure)　　　 P_s = 흡입 증기 압력(Suction Pressure)　　　 A_d = 토출 노즐 면적(Area of Discharge Nozzle)　　　 M_d = 토출 증기 유량(Discharge Mass Flow rate)　　　 V_d = 토출 증기 유속(Discharge Velocity)　　　 M_m = 공급 증기 유량(Motive Mass Flow rate)　　　 V_m = 공급 증기 유속(Motive Velocity)　　　 M_s = 흡입 증기 유량(Suction Mass Flow rate)　　　 V_s = 흡입 증기 유속(Suction Velocity)　　　 E_ff = 이젝터 효율(Overall Efficiency of Ejector)

3. MED-TVC 사이클 설계

3.1 운전 조건

본 시뮬레이션에 적용된 해수 및 스팀 조건은 Table 1과 같다. MED의 활용이 높은 중동의 표층 해수의 경우 오만, 쿠웨이트 등 걸프 해안에 위치한 나라에서 평균 18~22 ^oC이며 사우디 서부와 이집트가 위치한 홍해 지역의 해수 온도 평균이 22~24 ^oC로 약 2~4 ^oC 가량 높게 나타나고 있다. 연간 온도 변화 등을 고려하여 해수의 적용온도는 20 ^oC에서 2 ^oC의 편차를 두고 28 ^oC까지 적용하여 비교하였다. 반면 공급되는 스팀은 산업 폐 스팀을 고려하였으며, 기존 문헌을 참고하여 170 ^oC를 적용하였다(Snoussia et al.[2018]). Fig. 4는 중동의 표층해수 온도 조건이다.

Table 1.

Specifications of MED and seawater components

Fig. 4.

Temperature distribution in the middle east sea.

적용되는 MED 증발기는 Ruth Kaplan에 의해 제안된 모델과 같이 6단을 적용하였다(Kaplan et al.[2017]). 각 단의 온도 변화는 설계 방식에 따라 다양하게 적용되며, Dastgerdi는 3 ^oC의 변화량을 고려하였고, Ruth Kaplan은 10 ^oC의 온도변화를 고려하였다(Dastgerdi et al.[2016]). 본 논문에서는 5 ^oC의 온도 변화를 적용하였으며, 압력 감소는 15 kPa을 적용하였다. 또한, 공급되는 해수 유량은 2.7 kg/s이다. 6단 증발기에서 발생된 스팀의 60%는 TVC에 공급되며, 40%는 해수 냉각기로 공급되어 저온의 해수를 가열하는 용도로 활용된다. 하지만 TVC 공급 스팀의 비율을 변화하면서 발생하는 성능 변화를 고려하여 4:6, 4.5:5.5, 5:5, 5.5:4.5 6:4의 비율 변화를 적용하여 담수 생산량과 GOR을 비교하였다.

이때 소요되는 운영 전력은 공급 해수 취수를 위한 해수펌프와 생산된 담수를 저장탱크로 공급하기 위한 담수펌프가 있으며, 각 펌프의 효율은 75%를 적용하였으며, 해수의 취수와 담수 공급에 배관 손실을 고려하여 10 m의 수두 조건이 필요할 것으로 계산하였다.

Fig. 5는 6단 증발기가 적용된 MED-TVC 담수공정으로서 해수펌프에 의해 취수 후 예열기(E-104)에서 가열된 고온의 해수가 제1 증발기(V-100)로 유입되며, 증발기에서 발생된 증기는 제2 증발기로 유입되어 응축되면서 열을 제2증발기(V-101)로 공급하고 응축된 담수는 담수저장탱크(V-106)로 유입된다. 제 6 증발기(V-105)에서 발생된 증기 일부는 해수 예열기(E-104)로 유입되어 해수를 가열하며, 일부는 공급 스팀이 TVC(MIX-100)로 유입되므로 발생하는 압력감소에 의하여 증발기 내부의 잔류 증기가 TVC로 유입되어 토출증기의 유량을 증가시키게 된다. 담수저장탱크에 공급된 담수는 펌프로 활용처에 공급되며, 각 단에서 발생된 드레인은 다음단의 공급 해수로 활용되다가 제 6 증발기에서 최종 농축되어 AD 또는 가스하이드레이트와 같이 고도 농축이 가능한 담수화 설비로 공급된다.

Fig. 5.

Schematics of 6 stage MED model using HYSYS.

4. MED-TVC 해석 결과

4.1 MED-TVC 모델의 성능평가

6단 MED-TVC 담수화설비에서 각 증발기에서 발생하는 담수와 염도는 MED의 단수가 증가할수록 생산량이 증가한다. 이와 같은 담수량 증가는 각 단에서의 증발압력이 감소되면서 증발온도가 감소되고 전단의 증발량보다 더 많은 증발이 발생하면서 이를 응축하기 위한 증발잠열이 증가됨에 있다. 하지만 6단에서 증발된 증기는 일부 TVC에 공급됨으로 담수 생산량이 감소되는 것으로 보이나, TVC에 0.105 kg/s의 증기가 공급되므로 총 0.263 kg/s이 발생하게 된다. 반면 해수의 염도는 각 단에서 염도가 상승하게 되다가 최종 79,300 ppm의 염도에 0.3663 kg/s로 배출된다. Fig. 6은 6단 MED의 각 단에서 발생하는 담수량과 염분량이며 담수생산은 각 단에서 점차 증가하다가 5단 증발기에서 0.3634 kg/s를 나타내었고 이때 염분량은 63,800 ppm을 나타내었다.

Fig. 6.

Desalination water production and salinity in accordance to MED-TVC evaporator stage.

Fig. 7은 증발기에서의 열손실 비율에 따른 담수생산량과 농축량에 대한 영향으로서 각 증발기에서 최대 5%의 열손실이 발생할 경우 기존대비 29.8%의 농축률 감소와 33.6%의 담수 생산량 감소가 발생하였다.

Fig. 7.

Desalination water production and salinity in according to the evaporator heat loss.

Table 2는 MED-TVC 각 공정에서의 증기와 해수의 물성치이며, 15번은 최종 생산된 담수의 물성이고, 18은 공급되는 스팀의 물성을 의미한다. 6단 증발기에서 생산된 증기(16)의 일부가 해수(28)와 열교환을 통해 액화(17)되어 담수탱크로 유입되고, 48 ^oC까지 가열된 해수(1)가 1단 증발기로 공급된다. 증기(16) 공급량이 변화에 따라서 해수의 온도 상승의 변화를 야기하며, 응축되는 증기(17)의 건도 변화에 영향을 미친다.

Table 2.

Data of 6 stage MED model using HYSYS (at 28 oC seawater)

4.2 해수 및 유량 변화에 따른 성능평가

4.2.1 담수 생산량

Fig. 8과 같이 해수 온도 및 TVC 유량비 변화에 따른 담수 생산량 변화를 비교하였으며, TVC 공급량이 40%이며, 해수 온도가 28 ^oC이 시점에서 최대 담수생산량인 1.696 kg/s가 발생하며, 동일 해수 조건에서는 TVC 공급량이 60%일 때 최소 1.125 kg/s의 담수가 생산되었다. 20 ^oC의 최저 해수온도 조건에서는 TVC 공급량에 따라 최대 1.104 kg/s에서 최소 0.699 kg/s까지 감소되었다. 해수온도 및 TVC 변화에 따라 최대 142.6%의 담수량 상승이 발생하는 것을 확인 하였다.

Fig. 8.

Desalination water production rate in accordance to seawater temperature and TVC inflow rate.

이때, TVC 공급량이 감소될수록 예열기에서의 열 회수량이 증가하게 되며, 초기 해수 열원이 높은 28 ^oC의 경우 1차 증발기로 유입되는 고온해수의 현열량이 증가되므로 담수 생산량을 증가시킨다.

4.2.2 농축수의 염도 변화량

Fig. 9와 같이 해수 온도 및 TVC 유량 변화에 따른 농축수 염도 변화는 담수생산과 동일하게 28℃해수 조건과 4:6의 TVC 공급 조건에서 최대 79,300 ppm의 염분이 농축되었으며, 20 ^oC의 해수온도조건과 6:4의 TVC 공급 유량 조건에서는 45,200 ppm으로 급격한 감소가 발생하였다. 이때 농축수 농도의 변화는 75.4%의 증가량이 발생하며, 28 ^oC 해수조건에서는 TVC 변화에 따라 염도의 변화가 45.4%가 차이가 발새하고 4:6의 TVC 공급 유량 조건에서는 해수 온도 변화에 따라 22.3%의 차이가 발생하였다.

Fig. 9.

Salinity gradient of concentrated water in accordance to seawater temperature and TVC inflow rate.

담수생산량과 같이 TVC 공급량이 감소될수록 예열기에서의 열 회수량이 증가하게 되며, 해수 열원이 높은 경우 1차 증발기로 유입되는 고온해수의 현열량이 증가되므로 최종 염분도가 상승하게 된다.

4.2.3 GOR 변화량

Fig. 10과 같이 GOR의 변화량은 공급 스팀 대비 담수 생산량을 의미하며, 0.3 kg/s로 일정하게 공급되는 스팀량을 고려하면 MED-TVC 모델의 최대 GOR은 5.65에 달하였다. 반면 최저 담수량을 보인 20 ^oC 조건에서는 GOR 또한 2.33으로 감소하였다.

Fig. 10.

GOR gradient in accordance to seawater temperature and TVC inflow rate change.

담수량 및 염분도의 변화량과 마찬가지로 예열열량과 해수온도의 영향으로 담수효율을 나타내는 GOR이 증가하게 됨다.

4.2.4 에너지 소비량 변화량

MED 설비의 에너지 소비량은 공급되는 해수와 생산된 담수, 브라인의 이송을 위한 펌프의 소요 전력이 총량과 같다. Fig. 11과 같이 해수의 온도 증가와 TVC 공급 비율 감소에 따라 소요 전력은 최솟값인 0.905 kW이며 이와 같은 이유는 담수 생산의 증가에 따라 브라인 유량이 감소하게 되면서 소요 전력은 감소하게 되었으며, 해수 온도 감소와 TVC 공급 비율 증가에 따라 최대 0.921 kW까지 증가하게 되면서 1.8%의 소요 전력의 차이가 발생하였다.

Fig. 11.

Power consumption in accordance to seawater temperature and TVC inflow rate change.

앞서 소개한 GOR, 담수량, 염도 증가량과 같은 시뮬레이션 결과는 예열량의 증가와 해수 온도 상승에 비례하며, 최대 염분치를 초과하지 않는 범위에서 운전되도록 하였다.

5. 결 론

TVC를 적용한 MED 담수화 설비의 해수 온도 및 TVC 공급량에 따른 담수 생산과 GOR 변화를 분석하였다. 중동 지역의 해안을 끼고 있는 국가에서는 평균 26 ^oC 내외의 해수온도를 보이고 있어 일일 319.7톤의 해수를 취수하여 약 133.5톤의 담수 생산이 가능할 것으로 여겨지며, 해수의 담수 전환율이 약 77.4%에 달하는 것을 확인하였다. 이때, 소요되는 에너지는 해수, 담수, 농축수 이송을 위한 펌프 소요 전력이 발생하며, 28 ^oC 해수 기준으로 일일 최대 16.44 kWh의 전력 소모가 발생하였다.

또한, 6단 증발기에서 나온 증기를 TVC의 공급과 해수가열기 공급 조건에 따른 담수 생산량 변화는 해수 가열기 공급량이 가장 적은 4:6 비율에서 가장 높은 담수 생산량인 1.696 kg/s가 발생하였으며, 비율 변화에 따라 최소 1.125 kg/s까지 감소하는 것을 확인하였다. 이와 같은 결과는 일정하게 공급되는 증기에 6단 증발 증기가 포함되면서 전체 공급 에너지량이 증가된 것으로 판단된다.

마지막으로 6단 증발기에서 최종 농축된 농축수의 염도는 28 ^oC 해수온도조건에서 약 79,300 ppm에 달하며, 최대 허용 농축도인 80,000 ppm에 99.1%에 달한다. 이와 같은 농축수는 환경 문제를 야기하여 AD 또는 가스하이드레이트 기반의 고도 농축이 가능한 담수화 설비를 통해 2차 농축되어 미네랄 추출 및 추가 담수 확보에 활용 될 예정이다.

Acknowledgments

본 논문은 선박해양플랜트연구소의 주요사업인 “미활용 열 이용 신형식 해수담수-냉방 복합플랜트 핵심기술 개발(3/5)”에 의해 수행되었습니다(PES3970).

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