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본 논문에서는 엔진 배기가스를 열원으로 사용하는 발전시스템을 설계를 위해 1,000~70,000 kW급의 다양한 선박용 디젤엔진 용량에 따른 배기가스 온도 및 유량 특성을 확인하였다. 이때 선박 엔진 데이터베이스는 MAN B&W, Wartsila, Caterpiller 사의 상용 2행정 엔진을 기반으로 구성하였다. 엔진 용량에 따른 배기가스 온도 분포는 Fig. 2와 같으며, 유량 분포는 Fig. 3과 같이 나타내었다. Fig. 2에 나타난 바와 같이 배기가스 열원은 엔진 크기에 따라 약 0~200 kg/s로 선형적으로 증가함을 파악하였다. Fig. 3의 배기가스 온도는 엔진 크기와 비례관계는 없으며, 엔진 크기와 무관하게 배기가스 온도는 200~400℃ 범위로 분포하였다.

Fig. 2 
Mass flow rate of exhaust gas with respect to engine power (at 100% load)

Fig. 3 
Exhaust gas temperature with respect to engine power (at 100% load)

도출한 배기가스 열원을 실제 선박 ORC에 적용하기 위해서는 선박에 탑재된 배기가스 순환 장치인 과급기(turbocharger), 절탄기(economizer) 등에 필요한 배기가스량을 반드시 고려해야 한다.

이는 엔진 크기, 운전 부하, 배기가스 활용 장치 특성 등에 따라 달라질 수 있으며, 본 논문에서는 Tian 등의 연구에서 제시된 터보차저의 배기가스 질량비를 참고하였다.¹⁰⁾ 이때 터보차저로 가는 배기가스 질량비는 부하에 따라 약 10~25% 수준이며, 이를 통해 75~90% 수준의 배기가스가 활용 가능함을 파악하였다. 이를 기반으로 본 논문은 배기가스 유량 중 50%를 ORC 열원으로 사용한다고 가정하였다.

본 논문에서는 조사한 엔진 데이터베이스 중 MAN B&W사의 25,000 kW급 디젤엔진 7G80ME-C를 해석 대상으로 선정하고, 선박의 운항 조건 변화에 따른 ORC 발전성능을 파악하였다. 선정한 엔진의 제원은 Table 1과 같다.

선박폐열 발전시스템의 기본적인 유기랭킨사이클 구조는 Fig. 4와 같다. 냉매는 작동유체 펌프로부터 증발기로 유입되고 증발기 내부에서 배기가스와 열교환을 통해 증발한다. 이후 터빈발전기를 통해 팽창한 후 해수와 열교환을 거쳐 응축 과정을 거치는 밀폐계로 구성된다. 이때 발전시스템의 증발 및 응축 열량은 각각 식 (1) 및 (2)로 도출하며, 펌프 소비 전력 및 터빈 발전출력은 각각 식 (3) 및 (4)와 같다. 도출한 터빈 일과 펌프 일을 통해 사이클의 Net power를 식 (5), 시스템의 발전 효율은 식 (6)과 같이 도출할 수 있다.

Fig. 4 
Schematic and p-h diagram of ORC cycle

ORC 작동유체는 친환경성, 높은 사이클 효율을 고려하여 선정이 필요하다. 또한 작동유체가 초임계 영역에서 순환할 경우, 초임계 유체의 특성을 고려한 터빈 설계가 필요하며, 이는 설계 난이도 및 비용 상승으로 이어진다. 따라서 본 논문에서는 Table 2와 같이 Kaseian¹²⁾, Chen¹³⁾ 등에 의해 선박폐열발전 사이클에 대한 적용성이 검토된 GWP가 2 이하인 HFO계 냉매 R1233zd, R1234ze, R1233mzz(Z)를 작동유체로 선정하였다.

본 논문에서는 계 내부에서 일어나는 열손실 및 관 마찰손실은 고려하지 않았으며, ORC 해석에서 열교환기의 압력손실은 20 kPa, 펌프 및 터빈 효율은 75%로 가정하였다. 열원 온도 및 유량은 Table 1의 배기가스 온도, 유량 값을 기반으로 설정하였으며, 표준 증발온도 150℃, 과열도 10℃, 응축기 후단 과냉각도는 5℃로 설정하였다. 열침으로는 선박에서 가장 접근성이 뛰어난 28℃ 표층 해수를 사용하였으며, 열교환 후 33℃ 온도로 배출된다고 가정하였다. 성능해석은 상용 공정해석 프로그램 Aspen HYSYS v12.0으로 수행하였으며, 상세 해석조건은 Table 3과 같다.

선박 ORC 적용을 통한 CO₂ 저감 효과는 두 가지 측면으로 볼 수 있다. 첫 번째는 ORC를 통해 얻는 발전량을 엔진으로 생산 시 나오는 배기가스만큼을 CO₂ 저감량으로 평가하는 것이며, 두 번째는 ORC 발전출력만큼을 선박 발전기에서 생산 시 발생하는 CO₂ 저감량으로 평가하는 것이다. 본 논문에서는 첫 번째 방법을 사용하여 CO₂ 저감 효과를 도출하였으며, 폐열 회수 성능은 엔진 배기가스 열량 대비 ORC의 순 출력 비교를 통해 도출될 수 있다. 이는 식 (7)과 같이 나타낼 수 있으며, 이때 Recovery ratio(R_rc)는 에너지 회수율을 의미한다.

선박에서 ORC의 발전출력은 엔진 부하에 따라 변동하게 된다. 이에 본 논문에서는 Kan 등의 연구에서 제시된 운한 경로를 기반으로 가상의 선박 운항 경로를 Table 4와 같이 설정하고 ORC 적용에 따라 얻을 수 있는 연료 절감량을 식 (8)과 같이 도출하였다.⁸⁾ 이때 M_fs는 연료 절감량, SFOC(Specific Fuel Oil Consumption)는 1 kWh 출력을 얻을 때 엔진의 연료 소모량, H는 ORC 가동 시간을 의미한다. 또한 선박 운항 중 ORC 가동률은 100%로 가정하였다.

식 (9)를 통해 도출한 연료 절감량은 IMO(International Maritime Organization)에서 제시하는 선박 연료 단위 질량당 이산화탄소 배출량 환산계수(C_F, C_F value of diesel oil : 2.66 kg CO₂/L))를 식 (9)와 같이 활용하여 ORC 가동을 통한 CO₂ 감축량을 도출하였다.²⁾

발전시스템의 성능해석은 냉매 각각에 대한 발전효율 및 net power의 정량적 비교를 통해 수행하였으며, 이 중 가장 적합한 냉매를 선정하였다. 이에 앞서 선박의 제약된 공간 내 시스템 크기 최소화를 고려하고자 Fig. 5와 같이 엔진 부하에 따른 냉매 순환량을 비교하였다.

Fig. 5 
Refrigerant mass flow rate with respect to engine load

냉매 순환량은 전체 부하 조건에서 R1336mzz(Z), R1233zd, R1234ze 순으로 나타났으며, 엔진 부하 100% 조건에서 각각 9.65, 9.24, 9.7 kg/s로 냉매 간 최대 5% 수준의 질량유량 차이를 확인하였다. 이는 본 논문의 사이클 규모로 볼 때 약 0.5kg/s 차이는 배관 및 요소기기 크기에 큰 영향은 없을 것으로 판단하였다.

질량유량 변화의 또 다른 특징으로써, 엔진 부하 50~80% 구간에서는 변동이 거의 없거나 일부 구간에서는 오히려 감소하며, 85% 부하 이후로는 질량유량이 가파르게 증가함을 확인할 수 있다. 이러한 이유는 엔진 및 엔진 배기가스를 활용하는 터보차저 특성과 연관된다.¹⁴⁾

부연설명을 하자면, 저부하 운전 구간에서는 엔진의 흡기량이 작으므로 터보차저의 역할이 미미하다. 따라서 터보차저 전후단 배기가스 온도 차가 크게 나타나지 않아 배기가스 온도가 높게 나타난다. 반면, 중부하 구간에서는 흡기량 및 배기가스 유량이 증가함에 따라 터보차저 전후단 온도 차가 크게 나타나므로, 저부하 구간 대비 배기가스 온도는 낮아지나 유량은 선형적으로 증가하기 때문에 열량 측면에서는 큰 변화가 없음을 알 수 있다. 고부하 구간에서도 터보차저는 큰 역할을 하나 엔진에서 발생하는 배기가스 온도 자체가 높아지므로, 터보차저 후단의 배기가스 온도 또한 증가함을 확인할 수 있다. 이를 통해 중부하 구간에서는 ORC의 열원량이 거의 변화하지 않으므로 냉매 질량유량 또한 변화가 적음을 알 수 있다.

발전 사이클의 높은 net power를 위해서는 터빈 발전출력 대비 펌프 동력을 최소화하는 것이 이상적이다. 펌프 동력은 냉매 순환량, 냉매 밀도, 증발 압력, 펌프 효율을 통해 계산되며, 냉매별 펌프 동력은 Fig. 6과 같이 비교하였다. 펌프 동력은 전체 부하 조건에서 R1234ze, R1233zd, R1336mzz(Z) 순으로, 100% 부하에서 각각 26.6, 33.5, 18.6 kW로 최대 80% 차이를 보였다. 이는 단순 냉매 순환량의 대소관계로 비교했을 때와 상반되는 경향성으로, Table 5를 통해 각 냉매의 밀도 및 양정에 의한 결과임을 확인할 수 있다. 그러나 펌프 동력 또한 발전성능을 확인하는 절대적 지표로 사용할 수 없으며, 터빈출력 및 발전효율의 비교가 필요하므로 이어지는 분석에서 다루고자 한다.

Fig. 6 
Pump power consumption with respect to engine load

ORC의 사이클 효율은 증발온도에 비례하여 증가하는 작동유체의 p-h 선도를 통해 유추할 수 있다. 하지만 선박에서는 한정적인 공간적 특성상 적절한 증발온도 범위 선정에 따른 열교환기 및 시스템의 Compact sizing이 설계 이점으로 작용할 수 있다.

따라서 본 논문은 NCR(Normal Continuous Rating) 조건인 75% 부하에서 비교하였으며, 증발온도를 130~150ºC를 5ºC 단위로 변경하며 사이클 효율, Net power를 도출, 증발온도에 따른 열교환기 성능 및 크기 변화를 총괄 열전달계수(UA), 식 (10)의 열교환기 유용도(ε)을 통해 비교하였으며, 식 (10)에서 사용된 질량유량 및 비열은 단상열교환을 하는 배기가스의 정보를 대입하였다.

발전출력 및 효율은 Fig. 7과 같이 모든 증발온도 구간에서 R1233zd, R1234ze, R1336mzz(Z) 순으로 나타났으며, 발전출력은 약 68~82 kW, 발전 효율은 10.03~12.12%로 증발온도 상승에 비례하여 증가하였다. 동일 증발온도 조건에서 냉매별 발전량 차이는 R1233zd와 R1234ze는 최대 2.7%, R1233zd와 R1336mzz(Z)는 최대 7.5%를 나타냈으며, 발전량 차는 증발온도에 비례하여 증가하였다.

Fig. 7 
ORC net power and cycle efficiency with multiple evaporation temperature conditions

증발온도에 따른 열교환기 성능 및 sizing은 사이클 출력이 가장 높은 R1233zd에 대해 Fig. 8과 같이 도출하였다. 증발온도의 변화에 따른 총괄열전달계수의 변화를 무시하였을 때, 증발온도를 20℃ 가량 낮게 설정함으로써 열교환기의 전열 면적을 약 20% 가량 줄일 수 있을 것으로 사료된다. 반면에, 열교환기의 유용도 값은 증발온도에 비례하여 증가하는 경향을 보였기 때문에 발전효율 및 효율적인 요소기기의 사용 측면에서는 증발온도를 낮게 설정하는 것이 불리함을 확인할 수 있었다. 이를 통해 실제 설계 시, 증발온도의 설정은 발전효율과 요소기기의 최소화를 고려할 필요가 있으며, 나아가 열전달 성능의 개선을 통해 열교환기의 유용도 향상이 필요하다고 판단된다.

Fig. 8 
UA and Effectiveness of the ORC evaporator with respect to evaporation temperature

환경 성능 평가는 3.1절에서 가장 우수한 발전성능을 보인 R1233zd 냉매를 사용하는 ORC를 운항 중인 선박 적용 시 엔진 출력 대비 회수할 수 있는 에너지 비율, CO₂ 저감효과를 확인하였다.

식 (7)을 기반으로 도출한 엔진 부하별 에너지 회수율(Recovery ratio)은 Fig. 9과 같으며, 부하에 따라 배기가스 열량의 1.72~4.73% 수준의 에너지 회수가 가능함을 확인하였다. 이때 부하 50~75% 구간에서는 에너지 회수율이 감소하였으며, 85% 부하를 기점으로 에너지 회수율이 큰 폭으로 상승하였다. 이는 열원 온도가 55~85% 구간에서 200ºC 근처로 유지되고, 90~100% 구간에서 온도의 급격한 상승으로 인해 에너지 회수율이 증가함을 확인하였다.

Fig. 9 
Energy recovery ratio of ORC with respect to engine load

앞서 도출한 에너지 회수율과 별개로 엔진 출력 상승 대비 ORC net power의 변화를 확인하기 위한 값 ζ를 설정하였으며, 식 (11)과 같이 도입하였다. 이때 W_{net, i,} W_{ship, i}는 각각 엔진 부하 5% 변동에 따른 ORC net power 상승량, 엔진 출력 상승량을 의미하며, ζ 값의 변화는 Fig. 10과 같다.

Fig. 10 
ORC net power increase over engine power increase with respect to engine load

엔진 부하 55~65% 구간에서는 부하 상승 대비 net power가 감소하여 ζ 값이 음수로 나타나며, 70% 이상일 때 양수로 전환됨을 확인할 수 있다. 또한 부하 90% 구간에서 약 4.7~6% 상승률을 보이며 ORC net power가 큰 폭으로 상승함을 확인하였다.

ζ 값의 변동 추세는 Fig. 9의 recovery ratio 변동 양상과 다소 상이하며, 이는 부하 75~85% 구간 net power 상승률이 낮아 ζ 값은 상승하는 반면 R_rc 값은 감소함으로 인한 것임을 확인할 수 있다.

ORC를 통해 얻을 수 있는 발전출력은 다양한 선박 항해 시간, 운항 부하 조건에서 ORC 적용을 통한 연료 및 CO₂ 감축량은 Fig. 11과 같이 나타내었다. 최대 연료 및 CO₂ 감축량은 항해 시간이 가장 긴 C 항로였으며, 약 2,550 kg의 연료 절감, 6.78 ton eqCO₂가 저감 되는 것으로 나타났다. 또한 가장 짧은 B 항로에서는 약 202 kg의 연료, 0.54 ton eqCO₂로 확인하였다.

Fig. 11 
Fuel saving and CO₂ depletion performance of ORC at various navigating routes