KR19990008211A - 연소터어빈의 발전용량 및 효율 증가방법 및 장치 - Google Patents

연소터어빈의 발전용량 및 효율 증가방법 및 장치 Download PDF

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토마스 엘. 데이비스
존 피. 셸
토드 더블류. 비이들
케이쓰 에스. 매칼리스터
알렉산더 오. 홉스
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존 이. 맨작
캐롤라이나 파워 앤드 라이트 컴패니
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Abstract

연소터어빈 시스템의 발전용량과 효율은 터어빈 흡기의 밀도가 증가되도록 처리함으로써 향상된다. 이 흡기처리는 흡기가 탑 정부(70)로 도입되는 기둥형 탑(22)에서 이뤄진다. 예를 들어 0 내지 4.5℃의 처리수(80)가 흡기보다 큰 하방속도로 흡기내에 분사되어 흡기와 처리수의 수직하강하는 2상의 동시흐름을 형성한다. 이 흐름패턴은 흡기에 항력유도 압력상승을 발생시키고 저온수의 직접 열전달에 의해 흡기를 냉각함으로써 터어빈 흡기의 밀도를 증가시킨다. 본 발명은 신규의 피이크 연소 터어빈 설비의 설치보다 현저히 낮은 kW당 원가로 기존 또는 신규의 피이크 연소 터어빈의 발전용량과 효율을 향상시키며, 전력설비 제어센터에 대한 부하추종 능력을 향상시킨다.

Description

연소터어빈의 발전용량 및 효율 증가방법 및 장치
본 발명은 연소터어빈(combustion turbine)에 의한 발전(發電)에 관한 것으로, 더 상세히는 터어빈의 흡기(吸氣;inlet air)를 조절함으로써 연소터어빈의 발전용량과 효율을 증가시키는데 관련된 것이다.
전력설비는 기본 부하요구치, 즉 수요자의 일상적인 전력수요를 충족할 전력 양을 제공하도록 핵 발전설비, 수력발전설비, 화석연료 증기발전설비등을 구비한다. 그러나 또한 전력설비를 하절기의 무더위 기간중에 발생되는 하절기 피이크(peak) 설비등과 같은 피이크 수요를 충족할 용량도 가져야 한다. 뿐만 아니라 소위 전력풀(power pool)에 참여하는 전력설비는 예를 들어 통지로부터 10분 이내등 신속히 선로에 소정량의 추가용량을 제공할 수 있는 예비용량 요구치를 만족하지 않으면 안된다. 이와 같이 피이크 수요와 전력풀 예비용량 요구치의 충족을 위해, 전력설비는 일반적으로 가스터어빈으로 구동되는 신속시동 가능한 피이크 발전기를 구비할 필요가 있다.
신규 터어빈의 대체 비용보다 낮은 비용으로 기존의 피이크 가스 터어빈의 용량을 증가시킬 수 있는 방법 또는 장치는, 전력설비가 그 피이크 수요와 전력풀 용량 요구치를 충족하는데 중대한 영향을 미친다. 이러한 시도중의 하나가 이하에 설명될 흡기의 처리방법이다.
상술한 신속시동 피이크 연소 터어빈 시스템(천연가스 또는 연료유 사용)은 흡기가 압축기에서 압축되고 연소기에서 가열되어 발전기의 축을 구동하는 터어빈 내에서 팽창되는 브레이튼(Brayton) 사이클로 동작된다. 이하의 설명에서 터어빈 또는 터어빈 시스템이라는 용어는 시스템의 팽창 터어빈요소를 지칭하는 것이 아니라 압축기, 연소기 및 터어빈 발전기를 포함하는 전체 연소 터어빈 시스템을 지칭한다.
전극 동기식(grid synchronized) 발전기를 구동하는 연소 터어빈은 주지된 바와 같이 정속(定速)으로 동작되어 불가피하게 정량(定量)장치가 되는데, 즉 이는 고정된 흡기 유량으로 동작한다. 또한 연소털어빈 시스템의 발전용량은 대략적으로 연소터어빈시스템에 대한 유량에 비례하는 것으로 알려져 있다. 이에 따라 주변 대기온도가 높아지면 흡기의 밀도가 낮아져 발전용량이 저하된다. 특히 하절기 피이크 설비등 많은 전력설비의 문제점은 터어빈의 발전용량과 효율이 상대적으로 낮은 흡기의 밀도에 따라 최저가 되는 최고온 기후조건에서 피이크 수요가 발생된다는 것이다. 이에 따라 하절기에 피이크 부하가 걸리는 설비는, 추가 터어빈의 설치보다 냉각비용이 저렴한 경우 연소터어빈의 흡기를 냉각함으로써 피이크 발전 용량을 증가시킬 수 있다.
이에 따라 고온조건에서 터어빈 시스템에 공기를 도입하기전에 흡기를 냉각하여 여러 가지 제안이 이뤄졌다. 이러한 냉각방법은 증발냉각과 직접냉각등이 있는데, 순환수식 코일 열교환기와 결합된 얼음순환시스템으로부터의 냉각수를 사용하는 후자의 방식이 최근 널리 사용되고 있다. 증발냉각은 국부적인 습구온도(wet bulb)에 의해 제한되고 얼음 저장탱크로부터의 물을 사용하는 순환수식 코일은 염수(鹽水)나 부동액을 사용하지 않는한 40°F(4.5℃)정도의 설계 한도를 가진다. 그러나 사용되는 냉각장치에 무관하게 흡기가 제습없이 냉각되면 압축기 설계에 따른 온도 하한(결빙한도)이 나타난다. 이 한도는 온도하한 미만의 흡기 온도에서 흡기 안내베인(vane)등의 금소표면에 결빙하는 습기를 흡기가 포함하고 있으므로 발생한다. 이론적으로 이 결빙은 압축기로 유입되는 공기가 0.5 마하(Mach)로 가속되어 흡기의 온도가 동결점까지 강하됨으로써 발생된다. 그 결과 흡기의 냉각만으로 밀도증가 및 이에 따른 발전 이점을 얻는데는 한계가 있다.
흡기의 밀도는 또한 팬 및/또는 블로워를 사용하여 예를 들어 160H2o(39.8kPa) 정도로 공기를 압축하는 과급(super charge)에 의해 증가될 수 있다. 그러나 이러한 방법은 과급에 사용되는 전력이 터어빈의 발전전력을 사용하여 정미(net) 출력을 감소시키므로 역시 한계가 있다.
미국특허 제3,796,045호에서는 상술한 냉각과 과급을 조절하여 기준부하 가스터어빈 시스템의 흡기를 소위 초냉각(super chilling)하는 방법이 제안되었다. 흡기는 먼저 팬 또는 블로워에 의해 대기압보다 적절히 높은 압력수준으로 과급된 뒤, 냉각사이클을 구동하는 폐열회수, 조합사이클 시스템을 사용하여 냉각된다.
또한 인접 분야에 있어서, 미국특허 제5,099,648호 등에 개시된 바와 같은 대형 유체압 압축시스템이 제안되었는데, 이것은 연소기에 의한 가열전에 흡기를 전체적으로 압축함으로써 기계적 압축기를 전혀 사용하지 않는 것이다. 이 시스템은 예를 들어 1,000피트(305m)의 큰 깊이를 하강하는 수주(水柱)내에 갇힌 공기를 사용하여 10기압(1010kPa) 단위의 압력 상승을 달성하게 된다. 이 기술은 연소터어빈과 관련되지만 근본적으로 다른 구성을 가지고 있어서 피이크 연소터어빈의 흡기밀도 증가에는 사용될 수 없다.
이에 따라 전력설비 산업에서는 피이크 용량의 제공에 관련된 비용을 현저히 저감시킬 수 있는 실용가능하고 경제적인 방법의 출현이 강력히 요구되어 왔다. 그한 방법은 더 많은 가스 터어빈을 설치하는 방법이지만, 특히 고온 기후 조건에서의 가스터어빈의 발전용량과 효율을 개선하는 방법이 가장 경제적인 대안을 제공할 것이다. 이러한 시스템은 장기적인 운전수명에 걸쳐 신뢰성이 있으며 새로운 가스 터어빈 설치비용의 몇분의 1만으로 용량의 현저한 증가를 달성해야 할 것이다. 뿐만 아니라 이러한 시스템은 가스터어빈의 신속 시동능력에 악영향을 끼치지 말아야 한다는 점도 중요하다. 실제로는 오히려 신속시동능력이 향상되는 것이 바람직하다. 또한 이 시스템은 가능하다면, 예를 들어 더높은 턴다운(turn down) 속도로 달성될 수 있는 부하 추종능력의 향상이나 전력설비에 사용되는 피이크 터어빈의 향상된 출력 조절수단등 다른 발전이점을 제공하는 것이 바람직하다.
본 발명의 한 중요한 특징은 피이크 연소터어빈에 대한 흡기를 냉각하기만 하는 시스템의 고유한 한계를 인식하는데서 출발한다. 본 발명은 흡기를 대기압의 일부(예를 들어 50인치 H2O(12.5kPa) 정도의 압력상승)로 압축하고, 바람직한 실시예에 있어서 흡기를 상당한 양(예를 들어 32°F 내지 60°F(0 내지 16℃))으로 냉각할 수 있는 시스템을 제공한다. 흡기의 압축 및 냉각의 조합효과가, 신규의 가스터어빈의 설치보다 현저히 낮은 추가원가로 가스 터어빈의 발전용량과 효율을 비약적으로 증가시킬 수 있는 밀도증가를 달성한다. 이 추가용량은 하절기 피이크 조건중 정확히 필요한 경우에 바로 사용할 수 있다.
흡기의 압축 및 냉각의 조합은 기둥형 탑 구조로 가장 잘 달성될 수 있다. 흡기는 탑의 상부로 도입되어 탑의 하방으로 이동한다. 냉각처리수가 흡기보다 큰 하강속도로 분사되어, 수직하강하는 흡기 및 처리수의 2상(two-phase) 동시흐름(co-current flow)을 형성한다. 이 시스템은 처리수의 분사에 의해 동시흐름의 상대속도가 흡기보다 높아지도록 함으로써 공기의 항력유도(drag-induce) 압력상승이라는 자연적 현상을 이용한다. 처리수는 하강공기를 따라 이동하면서 공기에 대한 상대속도의 제곱에 비례하는 항력을 형성한다. 뿐만 아니라 이 동시흐름은 공기를 냉각수와 직접 접촉시켜 흡기를 냉각하도록 하는 직접 접촉 열전달 조건을 형성함으로써 그 밀도를 더욱 증가시킨다.
상당한 압력상승을 달성하기 위해서는 탑내의 처리수의 유량과 분사속도는 단순히 공기를 냉각시키는데 필요한 정도 이상이 될 것이다. 이에 따라 동시흐름 직접 접촉 냉각만의 경우에 필요한 것보다 더 많은 처리수의 펌핑(pumping)이 요구된다. 그러나 이러한 펌핑원가의 증가는 흡기의 큰 압력상승으로 보상되어, 흡기의 밀도를 더욱 증가시킴으로써 특히 고온기후 조건에서의 가스터어빈의 발전용량과 효율을 현저히 향상시키게 된다.
냉각수의 냉각에 발전된 전력을 동시에 소모하던 종래기술에 비해 이 시스템은 저장된 열에너지를 이용함으로써 비(非) 피이크시의 전력을 냉각에 사용할 수 있다. 이러한 저장에너지 시스템의 일례는 본 발명에 냉각수를 제공하도록 저온수가 펌핑되는 습식(flooded) 열저장탱크에 얼음을 공급하는 제빙장치를 구비하는 제빙 및 얼음순환시스템이다.
이상에서 본 발명의 목적의 일부가 설명되었는데, 다른 목적들은 첨부된 도면을 참조로한 이하의 설명에서 명확해질 것이다.
도 1은 본 발명에 의한 흡기처리시스템을 구비한 가스터어빈 발전시스템의 부분도,
도 2는 도 1의 흡기처리시스템의 개략도,
도 3은 예시된 가스터어빈 발전기에 대한 흡기의 주변온도에 대한 함수로서의 가스터어빈 발전용량을 보이는 그래프,
도 4는 웨스팅 하우스 501 가스터어빈 시스템에 있어서 MW 출력에 대한 흡기 온도(및 이에 따른 흡기의 비용적)의 관계를 보이는 도표,
도 5는 12.7, 12.0 및 11.6ft3/ℓb(793, 749 및 724d㎥/㎏)의 세 용적조건을 달성하는데 필요한 흡기 압력상승과 온도 냉각효과를 보이는 그래프,
도 6은 본 발명 (2)과 다른 방법들에 의한 결과를 요약은 도표,
도 7은 도 6에 참조된 과정이 발생한 영역을 보이는 압력대 엔트로피 그래프,
도 8은 하강처리수의 흐름패턴을 보이는 탑의 개략도인데, 처리수의 일부는 탑에 확산액적(液滴)으로 도입되고, 다른 일부는 동축(同軸) 제트(jet) 코어(core)를 가져 탑을 하강하면서 그 외층을 미세액적으로 분산시키는 제트로 도입하는 도면,
도 9는 도 8의 처리수 흐름 패턴을 형성하는데 사용되는 확산노즐과 제트노즐의 배열을 보이는 도 8의 탑의 상면도,
도 10은 확산노즐의 한 형태를 보이는 측면도,
도 11은 제트노즐의 한 형태를 보이는 측면도,
도 12는 전체 터어빈 흡기처리시스템의 일부를 보이는 개략측면도,
도 13은 도 12의 시스템의 부분의 상면도,
도 14는 처리수가 폰드에 저장된 본 발명 시스템의 개략도이다.
도면에 있어서, 특히 도 1과 도 2에는 통상적인 가스터어빈 사이클로 동작되는 가스터어빈 발전시스템(10)의 일부가 도시되어 있는데, 대기로부터의 흡기는 압축기(12)에서 압축되어, 연소기(14)에서 가열되고 발전기(도시안됨)를 구동하는 터어빈(16)내에서 팽창된다.
도 1 및 도 2는 또한 흡기를 그 밀도가 증가하도록 처리하여 발전시스템(10)의 발전용량과 효율을 향상시키는 기구도 도시한다. 도시된 실시예에서 발전용량 및 효율향상시스템은 도 2에 개략적으로 잘 도시된 흡기처리시스템(20)의 형태로 구현된다. 이 시스템(20)은, 흡기와 처리수가 수직하강의 2상 동시 흐름을 형성하는 내부의 수직유로를 둘러싸는 기둥형 탑(22)내에서 터어빈 흡기를 압축 및 냉각할 수 있다. 적어도 하나 이상의 탑이 사용된다.
도시된 실시예에서, 저온처리수는 부호 30으로 지시된 제빙 및 얼음순환 시스템에서 제공된다. 제빙은 일반적으로 증기압축 냉동시스템등을 포함하는 제빙장치(32)에서 이뤄진다. 제빙장치는 얼음이송관(36)을 통해 이 얼음을 열저장탱크(34)로 이송한다. 얼음은 탱크(34)의 정부(top;42)상에 설치된 이송호퍼(40)상에 쌓인다. 얼음은 얼음이송관(48)을 통해 나머지에 물이 충만된 열저장탱크의 하부로 이송된다. 이 얼음은 탱크내에 본 발명에 따라 사용될 저온처리수를 제공할 열에너지를 가지는 얼음덩어리(49)를 형성한다. 얼음이송시스템, 열축적탱크, 얼음의 제빙 및 회수, 열저장탱크의 특별하게 설계된 탱크정부등의 상세는 본원에 인용되는 미국특허 제5,046,551호, 제5,063,748호 및 제5,195,850호를 참조할 수 있다.
공급원인 저장탱크(34)로부터 이송되는 처리수는 펌프(54)를 통한 도관(52)에 의해 탑(22) 하부의 처리수 수집풀(water collection pool;60)로 공급된다. 도관(57)과 그 펌프(56)는 저온수를 수집풀로부터 탑(22)의 정수로 이송시킨다. 처리수는 탑내부의 하방으로 분사되어 이하에 설명할 바와 같이 공기를 압축 및 냉각시키도록 흡기와 함께 탑 내부로 흐르게 된다. 처리수는 탑 하부의 60에서 수집되어 도관(62) 및 펌프(64)에 의해 소정 유량으로 열저장탱크에 복귀된다. 제습장치(66, 67)는 처리된 흡기 흐름에서 습기를 제거하여 60에서 포착시키는 동시에 흐름을 보조하는 회전베인으로 작용한다. 온도가 약간 상승된 복귀수는 탱크(34)로 복귀되어 얼음덩어리를 대칭적으로 예측가능한 양만큼 녹임으로써 얼음덩어리가 그 기본적 형태와 부력 안정성을 유지할 수 있게 된다.
얼음순환 열 저장시스템 또는 다른 시스템으로부터 공급되는 처리수의 온도는 탑 하부의 처리수 수집풀의 온도를 제어하거나 소요온도의 달성을 위해 물을 혼합하는 피드백 제어 폐쇄 루우프 시스템등의 다른 수단에 의해 탑(22)으로 분사되기전에 조정될 수 있다.
탑(22)의 구조와 동작에 관련된 일반적 원리를 도 2를 주로 참조하여 설명하기로 한다, 탑(22)은 그 상단에 대기를 탑내로 도입시키도록 대기와 연통(連通)되는 공기흡입구를 구비한다. 바람직하기로 이 흡입구는 배기가스의 유입을 방지하기 위해 배기연돌(exhaust stack; 도 1의 68)의 정부보다 낮은 높이를 가진다. 흡입구는 70으로 도시된 바와 같이 환상(annular)의 개구부로 형성될 수 있다. 탑(22) 내부로의 공기의 유입은 하강하는 물의 흐름으로 유도될 수 있다. 탑의 높이는 시스템 요구치에 따라 선택될 수 있는데 5 내지 70 피트 정도가 될 것이며, 10 내지 40 피트 정도가 가장 바람직할 것이다. 도시된 탑(22)은 원통형으로 되어 있으나 다른 형태도 사용될 수 있다. 또한 다른 실시예에 있어서, 처리수를 탑의 정부로 이송하는 배관은 중앙배관 용기에 수납되어 탑내에 환상의 흐름경로를 형성할 수도 있다.
80으로 지시된 처리수 분사기는 탑(22)의 최상단에 위치한다. 상술한 바와 같이 개구부(70)를 통해 도입된 흡기에 관련된 분사기의 목적은 흡기의 처리를 위해 탑(22)내에 흡기와 처리수의 수직하강하는 2상 동시흐름을 형성하는 것이다. 이를 위해 처리수는 탑내의 공기흐름에 대한 유량과 하강속도가 공기와 물이 탑내를 함께 흐를 때 흡기에 소요 항력유도 압력상승을 형성하기에 충분하도록 분사된다. 본 발명의 어떤 실시예에 있어서는 모든 처리수가 동일한 노즐들로 분사되어 모든 처리수의 유속(流速)속도등의 분사특성이 유사해지도록 할 수 있다. 다른 실시예에 있어서는 처리수가 다른 구성의 노즐들을 통해 분사되어 i) 처리수의 일부가 나머지보다 더 큰 초기속도를 가지며, ii) 처리수의 일부가 탑의 정부 또는 그 근처에서 작은 액적(液滴)으로 분산(확산)되고 나머지가 동축의 제트 코어를 가지는 제트형태로 분산되도록 할 수 있다. 이 제트는 하강에 따라 외층이 분산(shedding)되는데, 탑의 하부 근방에 도달하면 완전히 또는 거의 완전히 더 작은 액적으로 분산되도록 설계될 수 있다.
도 2에 도시된 바와 같이 얼음저장탱크에 저장된 열에너지를 이용하여 처리수가 저온으로 유지되는 조건에서, 흡기는 예를 들어 32°F 내지 40°F(0 내지 4.5℃)의 처리수와 유사한 온도까지 냉각될 수 있다.
보 발명의 구현에 있어서, 탑(22)의 단면적은 흡기의 유속이 일반적인 공기 유로 설계 방법에 따르도록 선택되는 것이 바람직하다. 여기서 일반적인 흡기 유속은 초당 15피트 내지 40피트(4.57m/sec 내지 12.19m/sec) 정도의 범위이다. (빗방울 크기의 액적이건 다른 형태이건) 흡기와 함께 하강하는 처리수의 각 분산질량에 대한 항력은 공기에 대한 상대속도의 제곱에 비례한다.
예시된 피이크 가스터어빈에 대한 주변온도 증가의 함수로서의 발잔용량 감소의 관계는 도 3에 도시되어 있는데, 발전용량은 그 최대가 요구되는 하절기의 무더위에 최저가 된다.
도 4는 밀도증가를 위한 흡기 처리를 하지 않는 경우 10°F, 60°F 및 90°F(-12, 16 및 32℃)의 흡입온도에서의 웨스팅하우스 501 피이크 가스터어빈 시스템의 비용적(specific volume)과 출력을 도시한다.
도 5는 세 특정 비용적값, 즉 12.7ft3/ℓb, 12.0ft3/ℓb 및 11.6ft3/ℓb(793, 749 및 724d㎥/㎏)을 달성하는데 필요한 흡기 압력상승과 온도냉각 효과를 도시한다.
도 6은 본 발명(등온압축이 수반되는 냉각)과 가스터어빈 시스템의 흡기를 처리하는 다른 방법의 결과를 요약한 차아트이다.
도 7은 도 6의 (1, 2, 3, 4, 5) 과정을 도시한 압력대 엔트로피 그래프이다.
이하에서는 상술한 본 발명의 특성을 구현하는 몇가지 흡기처리시스템의 실시예들을 적절한 열역학 원리를 통해 설명한다.
간단한 설계방식은 모든 처리수를, 거의 동일한 유속을 가져 탑의 전 단면적에 균일하게 분포되는 상대적으로 균일한 크기의 액적의 형태로 분산시키는 것이다. 액적의 초기 하방속도는 예를 들어 최종속도의 75% 내지 300%의 범위가 되는 흡기의 동시 흐름에 대한 처리수 액적의 최종속도와 동일 또는 유사하게 설정될 수 있다. 이 조건은 탑의 흡입부에 균일하게 배열된 노즐 어레이(array)의 형태로 된 분사기들과 당업계에 공지되어 쉽게 입수할 수 있는 적절한 펌프(들)로 구현될 수 있다. 분사기들은(도 2에 도시된 바와 같이) 노즐들과 연통되는 환산부재를 포함할 수 있다. 이 노즐들의 어레이는 탑의 전 단면적에 걸쳐 처리수를 균일하게 분산시켜, 와류(渦流) 또는 역류(blow back) 조건을 형성할 수 있는 저압영역의 형성 가능성을 감소시킨다. 노즐들은 펌핑에 의한 전력 요구치가 감소를 위해 압력 강하가 최소가 되는 속도를 발생시키도록 선택된다.
예를 들어 공기에 대해 초당 30피트(9.1m/s)의, 흡기 흐름에 대한 액적의 최종속도와 거의 동일한 분사속도에서 액적의 유속 및 운동에너지는 그 하강중 거의 일정하게 유지된다. 예를 들어 최종속도의 75%로 최종속도 미만의 분사속도로 분사된 액적은 하강중 가속되어 그 운동에너지도 감소한다. 예를 들어 최종속도의 150%로 최종속도 이상의 분사속도로 분사된 액정은 하강하며 감속된다. 이 실시예에서 액적의 크기는 주로 1㎜ 내지 4㎜ 액적 직경의 분포를 가지는, 상대적으로 강렬한 소나기에서의 빗방울과 유시한 크기 분포가 되도록 설정될 수 있다. 이 크기 범위의 여러 가지 액적의 최종속도는 다양할 것이나, 최종속도라는 용어는 본 발명에서 이 크기 분포점위에 있어서의 흡기흐름에 대한 액적의 평균적인 최종속도를 의미한다.
95°F(35℃) 대기온도에서 약 12 H2O(2.99kPa)의 압축 증가를 수반하며 34°F(1℃)의 흡기로 냉각하는 상술한 흡기처리 시스템의 동작에 있어서, 다음의 설계인자들이 설정된다. 탑 정부의 노즐들로부터 풀(60)의 수면까지의 수직거리는 약 20피드(6.1m)가 된다. 탑의 내부 단면적은 1,000cfm(472ℓsec)의 흡기유량당 0.8평방피트(743㎠)가 된다. 탑으로 유입되는 흡기는 20ft/sec(6.1 m/s)의 평균 유속을 형성하게 된다. 약 32°F 내지 34°F(0 내지 1℃)의 처리수가 동시흐름의 물의 최종속도와 거의 동일한 하방속도, 예를 들어 흡기흐름에 대해 35 내지 40ft/sec(10.7 내지 12.2m/s)로 탑 정부에서 분사된다. 이 실시예와 이하의 실시예에서, 흡기 유량에 대한 처리수의 유량의 비율은 5:1 내지 150:1, 더 바람직하기로 20:1 내지 50:1, 가장 바람직하기로 35:1의 범위가 된다. 이 실시예와 이하의 실시예에서 흡기는 일부 압축기에서의 이론적 동결(icing)한계 이하인 33°F(0.5℃) 내지 34°F(1℃) 정도의 온도로 냉각된다. 그러나 동결현상은 이론적이며 많은 압축기에서 발생되지 않는다고 믿어진다. 동결문제가 있다면 후술할 바와 같이 흡기를 제습하거나 예를 들어 40°F(4.5℃)의 동결한계까지만 냉각할 수도 있다.
다른 설계방식은 상대적으로 짧은 탑을 사용할 수 있게 하면서 처리수로부터 흡기로의 압력상승 형태의 운동에너지의 전달을 최적화할 수 있는 흡기처리시스템이다. 짧은 탑은 건조원가가 저렴할 뿐 아니라 분사기까지 처리수를 펌핑하는데 소요되는 펌핑에너지 소모를 감소시킬 수 있는 더 큰 이점이 있다. 이러한 설계방식을 채택한 특정구조(도 9 내지 도 11)의 설명에 앞서, 먼저 이 시스템 또는 이와 유사한 시스템의 처리수 흐름 특성을 도 8을 통해 설명한다. 도 8에 도시된 바와 같은 처리수분사와 흐름 패턴은 처리수의 운동에너지가 탑의 전 높이에 걸쳐 효율적이고 상대적으로 균일하게 분사되는 상대적으로 짧은 탑(22)에서 본 발명이 수행되도록 할 수 있음이 밝혀졌다. 도 8에 도시된 흐름패턴은 탑정부의 위치에 따라 다른 흐름 특성을 가지는 초기 처리수 분사조건을 형성하는 처리수 분사시스템으로 형성된다. 처리수의 일부는 전체적 하강의 상당부분에 걸쳐 동축의 제트 코어를 유지하면서 탑내의 하강중 외층을 균일한 액적으로 분산시키는, 상대적으로 안정된 제트(92)로 분사된다. 처리수의 나머지는 탑의 정부에 도입되자마자 빗방울 크기의 액적으로 분산(또는 확산)되는 상대적으로 확산된 형태로 분사된다(도면에는 편의상 한 제트(92)와 한 확산처리수 분사점(94)만이 도시되어 있으나 실제로는 이러한 제트와 분사점이 다수 구비된다). 이러한 처리수 분사방식에 의하면 분사된 처리수는 탑내의 서로 다른 높이에서 확산을 개시한다. 분사된 처리수의 일부가 분산(또는 확산)되면 이는 함께 하강하는 흡기에 운동에너지를 더 쉽게 전달하고, 부가적으로 직접 접촉 열전달을 위한 단위용적당 표면적을 확대시키게 된다. 이러한 처리수 흐름패턴은 몇가지 이점을 제공한다. 첫째로, 이 흐름패턴은 흡기와 처리수의 전체 흐름에 걸쳐 우수한 안정성을 제공한다. 이 안정성은 부분적으로는 탑의 하부 근처까지 동축 제트코어를 유지하는 일부 처리수의 안정화 효과에 기인한다. 동축처리수 패턴은 공기와 상측위치에서 분산되는 일부 처리수에 대한 흐름 안정수단으로 기능한다. 이러한 흐름의 안정은 처리된 흡기가 터어빈 장치로 이송되면서 변동없이 일정한 압력을 형성하도록 한다. 안정된 흐름은 또한 탑의 내벽에 충돌하는 처리수의 양을 감소시키게 된다. 단순히 탑의 벽을 따라 층류(層流)로 흐르는 물은 열전달이나 항력유도 압력상승에 거의 기여하지 못한다.
도 8의 흐름패턴의 두 번째 이점은 처리수의 일부가 하강의 처음 몇 피트내에서 분산되어 열전달이 즉각적으로 개시된다는 점이다. 이렇게 탑의 처음 수피트를 상대적으로 작게 확산된 액적으로 충전하면 이들 액적들이 탑의 상부를 공기의 역류에 대해 효율적으로 밀봉하므로 역류 조건을 방지할 수도 있다.
도 8의 흐름패턴의 세 번째 이점은 하강하는 처리수가 탑의 전 높이에 걸쳐 다른 위치에서 분산되므로 항력유도 압력상승의 작용(work)이 특정한 높이 대신 탑의 전 높이에 걸쳐 수행된다는 점이다. 이것은 탑내의 압력구배를 더욱 안정화시켜 역류 조건을 감소시키므로 유리하다.
이상에서 본 발명의 처리수 분사 및 흐름원리를 도 8을 참조하여 비교적 소규모의 흡기 처리장치에 사용하는 예를 설명하였는데, 유사한 구성이지만 크기가 더큰 시스템이 발전설비에 구비되는 것과 같은 형식의 대형 피이크 가스 터어빈에 사용될 수 있을 것이다.
다시 소형 시스템을 살펴보면, 전체적 구조는 도 1 및 2의 시스템(20)과 유사하나 도 8의 하강하는 물 흐름 패턴을 형성하도록 특별히 설계된 처리수 분사시스템의 사용하는 점이 주된 차이이다. 도 9에 평면이 도시된 처리수 분사시스템은 탑의 정부 근처에 장착되는 적절한 구조(도시안됨)에 지지되는 확산노즐(150)과 제트노즐(160)들의 어레이를 구비한다. 이 실시예에 있어서, 노즐어레이는 5비트(1.5m) 직경의 탑내에 19개의 1 5/8(4.1㎝) 확산노즐(150)과 72개의 3/4(1.9㎝) 제트노즐(160)을 구비하는데, 노즐(150)이 처리수의 약 절반을, 노즐(160)이 나머지 절반을 분사하게 된다. 노즐들은 수집풀(60)의 수면으로부터 약 25피트(7.6m) 상에 위치된다. 이 시스템의 주요 구조 및 작동 인자들은 이하의 표 1과 같이 설정된다.
[표 1]
상술한 바와 같이 노즐(150, 160)은 도 8에 도시된 바와 유사한 하강 물흐름 패턴을 형성한다. 더 상세히는, 확산노즐(150)이 처리수의 약 절반을 예를 들어 빗방울 크기의 상대적으로 작은 액적으로 유입시키고, 제트노즐(160)은 25피트(7.6m) 탑을 통한 하강에 걸쳐 균일하게 액적을 생성하는 동축의 물 제트를 형성한다.
노즐 구성의 예는 도 10 및 11에 도시되어 있다. 확산노즐(150)은 원통형 노즐몸체(152)와, 적절한 고정부재(156)에 의해 제 위치에 고정되어 처리수가 흐르는 환상갭(gap)(G)을 형성하는 원추형 확산부재(154)를 구비한다. 처리수는 원추형부재(154)의 외면을 따라 층류 형태로 하방으로 흘러 158 위치에서 원추형 부재로부터 분리되어 흐른다. 처리수는 부재(154)상을 흐르면서 부재(154)의 직경의 증가에 따라 물층의 두께가 감소된다. 그러므로 부재(154)의 길이의 적절한 선택에 의해 부재(154)로부터 공기흐름으로 배출되는 물층의 두께를 제어할 수 있는데, 물층의 두께가 얇을수록 물층이 액적으로 분산될 때 더 작은 크기의 액적을 형성한다. 제트노즐(160)은 일반적인 노즐몸체(162)와 배출구(164)를 구비하여, 도 8에 도시된 바와 같이 코어를 가지는 제트(166)를 형성한다. 당분야에 통상의 지식을 가진자라면 흐름의 레이놀드수(Reynolds number)와 관련인자에 대한 공지의 원리에 기초하여 다른 구성을 설계할 수 있을 것이다.
표 1에 설명한 흡기 및 처리수 흐름조건과 유사한 조건에서 다른 흡기처리시스템이 동작될 수 있는데, 탑 높이가 약 25피트(7.6m)에서 45피트(13.7m) 및 65피트(19.8m)로 증가되는 차이가 있다. 45피트(13.7m)에서 압력상승은 약 14H2O(3.5kPa)가 되고 65피트(19.8m)에서 압력상승은 약 15H2O(3.7kPa)가 된다. 이와 같이 처리수의 운동에너지의 대부분을 25피트 높이(7.6m)에서 공기에 전달하도록 특별히 설계된 시스템은 탑높이가 거의 2배인 45피트(13.7m)가 되고 3배인 65피트(19.8m)가 될 때에도 추가적인 압력상승이 별로 크지 않다. 이 증가는 더 높은 탑의 사용에 의한 처리수의 위치에너지 증가에 기인하지만, 이러한 결과는 mwater, mair 및 다른 변수들을 감안하여 물 분사시스템의 설계를 탑 높이에 대해 조정해야 한다는 중요성을 강조하고 있다. 이에 따라 10피트(3.0m), 30피트(9.1m), 40피트(12.2m) 및 60피트(18.3m)탑에 대해 분사노즐이 적절히 설계되어 처리수의 다른 부분에 대해 다른 적절한 분사특성을 제공하여 이러한 탑들의 전 높이에 걸쳐 다른 높이에서 처리수가 분산되어 그 운동에너지를 흡기로 전달하게 된다.
이하의 표 2는 상술한 25피트(7.6m)탑 높이를 가진 비교적 소규모의 흡기처리시스템의 5회 운전의 결과를 나타낸다.
[표 2]
5회 운전에 있어서 처리수 유량은 거의 일정하게 유지되고 각 운전간의 주된 변수는 공기유량이다. 예측했던 바와 같이 표 2는 공기유량이 적을수록 항력유도 압력상승이 더 커짐을 보인다. 이것은 주로 공기유량이 작을 때 공기흐름과 분사된 물흐름간의 상대속도차가 커짐에 기인한다. 그러나 33, 602scfm(15860ℓ/sec)로 공기유량이 가장 클때도 압력상승은 10.4H2O(2.59kPa)이다. 24, 868scfm(11738ℓ/sec)의 설계 공기유량에서 압력상승은 12.3H2O(3.06kPa)이다. 공기유량과 공기유속에 있어서는 표 1에 나타난 바와 같이 흡기유속이 탑의 정부에서 21fps(6.4m/sec)로부터 저부에서 18fps(5.5m/sec)로 저하된다. 이 유속의 저하는 상술한 현상에 의한 흡기의 압축에 기인하여 항력유도 압력상승을 축진시키게 된다.
이하 표 3은 60피트탑을 구비하며 상술한 확산 및 제트노즐의 사용하는 시스템의 처리수 유량변화의 영향을 나타낸다.
[표 3]
표 3은 처리수 유량이 작아질수록 흡기 압력이 상당히 낮아짐을 나타낸다. 그 첫번째 이유는 단순히 흡기를 통과하는 처리수가 감소하기 때문이다. (낮은 mwater : mair 비). 더 중요한 이유로는 처리수 유량이 감소되면 처리수 유속이 현저히 저하되기 때문이다. 항력유도 압력상승이 처리수 유속의 제곱에 비례하므로, 속도차가 흡기 압력상승에 상당한 차이를 야기한다. 이러한 현상은 표 3의 운전 1과 운전 3의 비교로 예시될 수 있는다. 운전 3의 유량(gpm)은 운전 1보다 35% 밖에 안 크지만 압력상승(H2O)은 123% 더 크다.
다음 표 4는 29/32(74/81㎝) 제트 노즐만을 사용하는 경우의 압력상승과 탑 높이간의 관계를 나타낸다.
[표 4]
표 4는 모든 처리수가 동축제트 코어를 가지는 안정된 제트를 형성하도록 제트노즐들로 분사될 때, 첫 번째의 25피트(7.6m) 하강에서는 흡기 압력상승이 매우 작게 형성된다는 것을 보여준다. 이것은 첫 번째의 25피트(7.6m)에서는 이들 제트의 외층의 매우 작은 일부만이 분산되어 액적을 형성하기 때문이다. 또한 첫 번째의 25피트(7.6m)에서는 탑의 전단면에 밀봉을 형성하기에 충분한 액적이 분산되지 않으며, 이에 따라 첫 번째 25피트(7.6m)에서 달성된 항력유도 압력상승이 역류 현상에 의해 탑의 정부에서 주변대기로 상실하게 된다. 45피트(13.7m) 하강에서는 충분한 액적현상과 밀봉효과가 발생되어 7.6H2O(1.89kPa)의 흡기 압력상승이 발생된다. 65피트(19.8m) 하강에서는, 압력상승이 10.8H2O(2.69kPa)로 측정된다.
이상에서 처리수 분사방식을 포함하는 본 발명의 원리를 소규모 실시예에 구현한 예를 설명하였는 바, 이하에서는 상용 발전에 사용되는 형식의 대규모 피이크 가스터어빈에 적용하는 예를 살펴본다. 대규모 흡기처리시스템(220)(도 12 및 13)은 동기된 속도와 ISO 조건에서 흡기 용적유량이 264, 108scfm인 웨스팅하우스 251B 가스터어빈(도시안됨)에 사용되도록 설계된 것이다. 33°F(0.6℃)에서 30,000GPM(1892ℓ/sec)로 공급할 때 이 공기를 95°F(35℃)로부터 35°F(1.7℃)로 냉각하는데 3.430톤(3, 111, 644㎏)의 온라인(on-line) 냉각이 필요하다. 그러나 도 2에 도시된 열저장 설비를 이용할 때는 비(非) 피이크시 동작되는 700t(635, 030㎏) 제빙장치가 일당 4시간 운전에 필요한 냉각을 제공한다. 시스템(220)은 스테인리스강, 에폭시 피복강, 성형 콘크리트 또는 유리섬유등 적절한 재질로 구성된 탑(222)을 구비한다. 도 12 및 13에 도시된 실시예에 있어서, 탑(22)은 원통형 콘크리트 탱크구조(230)내에 수납되는 강 또는 콘크리트 기둥(226)상에 그 저부(224)가 지지된다. 탑(222)의 저부(224)의 탑(22)을 지지기둥(226)에 적절히 고정하는 수단을 제공하는 1피트 0.D. 파이프 링(pipe ring;231)에 고정되는데, 이 수단은 바람직하기로 파이프링(231)을 관통하여 지지기둥(226)내로 연장되도록 수직 배열된 볼트(도시안됨)가 된다. 탱크구조(230)는 저부(232)와, 탱크내의 풀(260)의 수면(W/L) 상부의 높이까지 상방으로 연장되는 원통형 측벽(234)을 구비한다. 풀(260) 상에는 공간(plenum;240)이 탱크의 원통형 측벽(260)의 연장이 되는 원통형벽(242)과 이 공간의 정부를 구성하는 도우넛형 수평벽(244)에 의해 형성된다. 이 공간(240)으로의 공기흐름은 탑(222)으로부터 하강하는 처리된 흡기가 된다. 도 12에 화살표 Z로 지시된 이 흡기는 변곡(變曲)되어 지지기둥(226)간을 거의 수평으로 흐른 뒤 도우넛형 수평 제습기(248)를 거쳐, 정부가 수평벽(244)으로 저부가 수평제습기(248)로 외주가 원통형벽(242)로 내주가 탑(222)의 외주로 한정되는 상부 변곡실(seroll chamber;250)로 흐르게 된다. 이에 따라 공기는 제습기(248)를 거쳐 와류실(250)로 유입되고, 벽(242)에 수직인 수직벽(282)과 탑(222)의 외벽에 수직인 수직벽(284), 그리고 상부 덕트벽(286)과 하부덕트벽(도시안됨)으로 형성되는 덕트(280)(도 13)를 통해 배출된다. 이에 따라 변곡실(250)내의 처리된 흡기는 시계방향의 흐름(도 13의 화살표 Y)을 가지도록 강제되어 덕트(duct;280)로 유입된 후 터어빈의 흡기 플랜지(flange)로 도입된다.
상술한 흡기 흐름경로가 적절한 크기로 설계되면 공기흐름이 원활해져 불필요한 압력구배가 방지된다. 이를 위해 지지기둥(226) 사이를 흐르는 흡기 흐름의 흐름단면적은 바람직하기로 탑(222)의 흐름단면적에 대응되도록 선택되어, 흡기는 탑내에서와 거의 동일한 속도로 흐르게 된다. 이에 따라 201 평방피트(18.7㎡)의 흐름단면적을 가지는 16피트(4.88m) 탑의 경우, 탑(222)의 저부(224)는 풀(260)의 수면으로부터 약 4피트(1.2m)만큼 수직이격되어 지지기둥(226)간의 흐름단면적이 대략 201 평방피트(18.7㎡)가 되도록 한다. 뿐만 아니라 덕트(280)의 크기는 덕트가 처리된 흡기를 이송하는 터어빈의 흡기 플랜지의 크기에 대응하는 것이 바람직한 바, 이 경우 4비트(1.2m) 폭에 9피트(2.7m) 높이가 된다. 이를 위해 변곡실(250)은 제습기(248)로부터 상부벽(244)까지 9피트(2.7m) 높이이고 탑(222)의 외주와 벽(242)간의 반경 방향거리는 4피트(1.2m) 폭이된다.
이하 도 12 및 13을 참조하여 처리수 공급 및 회수와 처리수 분배시스템을 설명한다. 처리수는 30,000GPM(1,892ℓ/sec) 증분의 0-09, 000GPM(0-5, 677ℓ/sec)의 가변유량으로 탑(222)의 정부로 공급된다. 제1펌프(도시안됨)가 열에너지 저장탱크로부터 도관(252)을 통해 30, 000GPM(1, 892ℓ/sec)로 처리수를 직접 공급한다. 한쌍의 재순환 펌프(270,272)가 탑(222) 하부의 풀(260)로부터 처리수를 재순환시켜 탑의 정부로 공급한다. 이들 펌프(270, 272)는 각각 30,000GPM(1, 892ℓ/sec)의 유량을 가진다. 이에 따라 세 펌프를 동시에 사용하면 탑(222)에 90, 000GPM(5, 677ℓ/sec)으로 처리수를 공급하게 된다. 귀환관(262)은 중력에 의해 처리수를 30, 000GPM(1, 892ℓ/sec)으로 열저장 탱크로 복귀시킨다. 처리수는 탑(222)의 저부로부터 풀(260)로 예를 들어 상술한 바와 같이 90, 000GPM(5, 677ℓ/sec) 유량으로 흘러, 각각 대응 펌프피트(pit)(294, 296)로 흐르는 한쌍의 채널(channel;290, 292)로 유입된다. 재순환펌프(270, 272)는 각 펌프피트에 위치하여 처리수를 60,000GPM(3, 785ℓ/sec)로 탑(222)의 정부에 재순환시킨다. 피트(294, 296)의 나머지 흐름(30, 000 GPM(1,892ℓ/sec))은 한쌍의 위어(weir;300, 302)를 오버플로우(overflow)하여 중력 귀환피트(306)로 유입되고, 거기서 열저장탱크로 귀환된다. 위어(300, 302)의 높이는, 풀(206)과 펌프피트(294, 296)의 수위변화에 시스템을 대응시킬 수 있도록 조절가능하다. 수위는 탑(222)에서 이뤄진 흡기 압력상승에 따라 변화되는데, 압력상승이 커질수록 수위가 낮아진다.
열저장탱크로부터 탑으로 처리수를 공급하는 도관(252)은, 탑(222)의 정부에 우치한 6개의 경사된 스파이더(spider) 관(312A-312F)으로 된 스파이더 구조(310)의 정점(308)에 처리수를 공급하는 30인치(76.2㎝)관으로 구성될 수 있다. 스파이더 관들은 정점(308)에서 결합지지되고 타단이 탑(222)의 상부 외주면에 지지된다. 이를 위해 탑(222)의 상단에는 스파이더관(312A-F)의 단부를 부착할 지지면을 제공하고 탑의 구조적 일체성을 확보하는 원주상의 파이프링(314)이 구비된다. 처리수는 6개의 스파이더관(312A-F)의 각각에 5, 000GPM(315ℓ/sec)으로 공급된다. 각 스파이더관(312A-F)들은 이에 용접되어 하방으로 돌출됨으로써 탑(222)의 정부가 이루는 수평면에서 종단되는 5개의 6인치(15.2㎝) 강(鋼)제 이송관(316)(도 12에는 그 일부만이 도시됨)에 처리수를 공급하는데, 각 이송관(316)은 노즐(도시안됨)에 대해 1,000GPM(63ℓ/sec)로 처리수를 이요한다.
풀(260)과 펌프피트(294, 296)로부터의 재순환수는, 탑(222)의 정부에 장착된 30인치(76.2㎝) 매니폴드링(manifold ring;326)으로 연결된 두 30인치(76.2㎝) 도관(322, 324)으로 분리되는 60인치(152.4㎝) 도관(320)을 통해 두 재순환펌프(270, 272)에 의해 이송된다. 매니폴드링(326)은 처리수를 매니폴드링에 용접되어 탑(222)의 정부가 이루는 수평면에서 종단되는 60개의 6인치(167, 6㎝) 강제 이송관(334)(도 12에는 일부만이 도시됨)에 이송한다. 이에 따라 상술한 처리수 분배시스템은 탑(222)의 정부의 수평면에 위치한 90개의 노즐중의 하나에 처리수를 각각 1, 000GPM(63ℓ/sec)으로 공급하는 90개의 공급관(316, 334)을 제공한다.
본 발명의 한 실시예에 있어서, 90개의 노즐은 도 9에 도시된 바와 같은 어레이로 배열된다. 이러한 실시예에서 도 9의 어레이 패턴으로 19개의 확산노즐이 71개의 제트노즐과 함께 사용된다. 다른 실시예에서는, 30개의 노즐이 확산노즐에 연결되는 공급관(316)(열저장탱크에서 직접 저온의 처리수를 이용함)에 연결되고, 60개의 노즐이 제트노즐에 연결되는 공급관(334)(풀(260)로부터 재순환 처리수를 이송함)에 연결된다. 이 90개의 노즐들은 탑의 정부에 확산 및 제트노즐이 모두 균일하게 분포되도록 배열된다. 어느 실시예에 있어서나, 확산노즐은 미합중국 일리노이주 휘튼에 소재한 스프레잉 시스템즈사(Spraying Systems Co.)에서 제조된 모델번호 HHSJ 노즐로 구성될 수 있고, 제트노즐은 동일 회사의 모델번호 F-Fog Jet 노즐로 구성될 수 있다. 예를 들어 도 10 및 11에 도시된 노즐과 같이 적절한 흐름패턴으로 물을 이송하는 다른 노즐구조도 사용될 수 있다. 여기서 유체역학분야에 통상의 지식을 가진자라면 이상에 설명한 소요 흐름특성을 달성하는데 수학적 모델과 일상의 시험을 통해 적절한 노즐 구성을 선택할 수 있을 것이다. 제트노즐 구조의 선택에 있어서는, 물제트와 흡기의 경계부에서의 처리수 경계층과 공기 경계층의 특성과, 노즐의 특성 크기 및 관련된 물제트와, 웨버수(Weber number)에 관련된 흡기와 물제트간의 소요 상대속도등을 감안해야 한다.
탑(222)의 정부에 흡기를 원활히 도입시키기 위해, 매니폴드링(326)의 구조와 탑(222)의 정부와의 간격은 201 평방피트(18.7㎡)의 탑(222) 단면적과 유사한 흡기의 탑(222) 유입 표면적(도 12에 화살표 X로 도시됨)에 대응하도록 선택되었다. 이러한 구조에 의해, 흡기는 탑(222)내의 하강을 개시하면서 유속이 변화되지 않으므로 탑의 정부에서의 첫 수 피트 하강에 있어서 공기흐름의 안정성이 강화된다. 뿐만 아니라, 파이프링(314)의 만곡된 표면은 탑(222)에 진입되는 흡기의 흐름을 원활하게 하는 벨마우스(bell mouth)를 형성한다. 일반적인 버어드 스크린(bird screen) 역시 탑의 정부에 바람직하게 사용될 수 있다.
이하의 표 5는 상술한 대규모 흡기처리시스템의 한 예의 주요 구조적 및 기능적 인자들을 보인다.
[표 5]
본 발명에 의해 이뤄지는 압력상승은 수분의 1기압으로, 예를 들어 12H2O(2.99kPa)가 되지만, 상술한 실시예보다 더 작은 상승을 가져오도록 시스템을 작동시키는 것도 본 발명 범위내에 포함된다. 왜냐하면 순환수 코일이나 횡류 열교환기 또는 다른 열전달시스템들에 의한 흡기냉각은 1 내지 2 H2O (2.49 내지 4.98kPa) 정도의 압력강하를 수반하므로, 본 발명 원리에 의해 낮은 압력상승만을 달성하더라도 종래기술에 비하면 현저한 개선이 된다.
흡기냉각에 의해 달성될 수 있는 터어빈 흡기의 이론적 하한은 일부 터어빈에 있어서 약 40°F(4.4℃) 정도인 소위 동결한도인데, 이것은 압축기에 포화 또는 포화에 가까운 흡기를 유입시킨 결과이다. 본원에 참조된 1993. 7. 30자의 미국특허출원 제08/100,749호에 상세히 설명된 바와 같이, 이론적 동결한도는 흡기가 압축기에 도달하기 전에 충분히 제습하면 터어빈 흡기의 하한온도가 되지 않는다. 이러한 제습은, 탑(22)과 압축기를 연결하는 덕트나 처리수와 흡기가 분리되는 탑(22) 저부의 공간에 위치하는 기체역학적 제습기(100)(도 2)로 달성될 수 있다. 이에 따라 본 발명의 원리가, 계류중인 출원번호 제08/100,749호에 기재된 바와 같이 압축기에 도입하기전에 흡기를 제습하는 방법과 조합되어 흡길르 동결 직전의 온도까지 냉각함으로써, 얼음 열저장 시스템의 냉각능력을 최대한 활용하는 동시에 항력유도압축에 의해 흡기에 소요량의 추가적 압력상승을 제공하게 된다.
처리수의 온도는 처리수의 공급원과 소정시간의 제어선택의 목적에 따라 변화될 수 있다. 대체적으로 처리수의 온도는 32°F 내지 80°F(0 내지 26.7℃) 정도의 범위내에 있다. 최대 또는 이에 가까운 흡기냉각을 고려할 때 처리수는 32°F 내지 50°F(0 내지 10℃)의 온도범위를 가진다.
본 발명의 피이크 연소 터어빈에 대한 용량향상은 주로 하절기 고온 기후조건에서 피이크 수요의 충족에 사용될 것이지만, 봄 가을에도 발전설비의 유지보수를 위해 기준부하 발전설비의 상당부분을 셧다운(shut down)하는 경우가 있다. 이 경우 열파(heat wave)나 한파(cold snap)에 기인하는 수요의 변동은 피이크 터어빈에 큰 부하를 인가하는데, 이는 본 발명에 의해 경감될 수 있다.

Claims (10)

  1. 터어빈 시스템의 압축기에 유입시키기 전에 연소터어빈 시스템의 흡기를 전 처리하는 방법에 있어서,
    흡기의 수직하강 흐름을 형성하는 단계와,
    흡기에 항력유도 압력상승을 형성하도록 흡기보다 큰 하강속도로 흡기의 흐름에 처리수를 유입시키는 단계와,
    처리된 터어빈 흡기를 터어빈 시스템의 압축기로 유입시키는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  2. 제1항에 있어서, 탑구조내에서 터어빈흡기를 처리하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  3. 제2항에 있어서,
    상기 탑의 전 내부단면적에 걸쳐 처리수 흐름을 액적형태로 균일하게 분포시키는 흐름 특성을 가지도록 상기 처리수를 상기 탑구조내에 분사하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  4. 제2항에 있어서,
    처리수의 일부가 상기 탑내에 확산액적의 형태로 도입되고, 나머지가 동축제트 코어를 가져 그 하강에 따라 제트의 외층이 액적으로 분산되도록 하는 처리수 하강흐름으로 상기 처리수를 상기 탑 구조내에 분사하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  5. 제1항, 제2항, 제3항 또는 제4항 중의 어느 한 항에 있어서, 32°F 내지 80°F(10 내지 27℃) 범위의 온도와 상기 흡기에 대한 유량이 5:1 내지 150:1로 상기 처리수가 상기 흡기 흐름에 유입되는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  6. 제1항, 제2항, 제3항, 제4항 또는 제5항 중의 어느 한 항에 있어서,
    얼음사용의 열저장 시스템을 처리수의 공급원으로 사용하고, 주로 비 피이크 시간대에 얼음사용 열저장 시스템의 얼음을 제빙하여, 32°F 내지 50°F(0 내지 10℃)의 온도로 처리수를 흡기의 동시 흐름에 유입시키는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 터어빈 시스템의 흡기 전처리 방법.
  7. 터어빈 흡기를 터어빈 시스템의 압축기에 유입시키기전에 그 밀도가 증가되도록 처리하여 연소터어빈 시스템의 발전용량과 효율을 증가시키도록 연소터어빈 시스템에 사용되는 흡기처리 시스템에 있어서,
    대기에 연통되는 상단과 연소 터어빈 시스템의 압축기의 흡기덕트에 연통되는 공기배출하단을 가지는 탑과,
    상기 탑의 상단 부근에 위치하고 대기를 탑내를 통과하는 하방 흐름으로 형성하여 유입된 공기가 상기 연소 터어빈 시스템의 흡기로 사용되게 하는 공기흡입구와,
    처리수의 공급원과,
    상기 탑의 하단상에 소정의 거리에 위치하며 상기 처리수의 공급원에 연통되어 상기 처리수를 상기 탑내의 흡기 흐름보다 큰 하방속도로 분사함으로써 상기 흡기와 상기 처리수가 상기 탑내를 2상 형태로 함께 흐름에 따라 상기 흡기에 항력유도 압력상승을 형성하는 처리수 분사기와,
    상기 연소 터어빈 시스템의 압축기의 흡입구에 연통되어 대기보다 증가된 밀도를 가지도록 처리된 흡기를 공급하는 덕트를 구비하는 것을 특징으로 하는 연소가스 시스템의 흡기처리시스템.
  8. 연소가스시스템의 압축기의 흡기에 압력상승을 형성하는데 사용되는 탑구조에 있어서,
    내부의 수직 유체 흐름통로를 형성하는 탑과,
    상기 탑에 대기를 도입하여 상기 유체흐름통로내에 수직하강 흐름을 형성하는 공기흡입구와,
    상기 흡기의 수직하강 흐름에 상기 흡기보다 큰 하방속도로 처리수를 유입시켜 상기 흡기에 항력유도 압력상승을 형성하는 처리수 분사시스템을 구비하는 것을 특징으로 하는 연소터어빈 시스템의 흡기압력 상승 탑구조.
  9. 제8항에 있어서,
    상기 처리수 분사시스템이 상기 처리수의 적어도 일부를 상기 탑의 적어도 상부의 전단면적에 걸쳐 액정 형태로 분산시키는 확산노즐을 포함하는 것을 특징으로 하는 연소터어빈 시스템의 흡기압력 상승 탑구조.
  10. 제9항에 있어서,
    상기 처리수 분사시스템이 상기 처리수의 적어도 일부를 복수의 동축 제트로 분사하는 제트노즐을 포함하는 것을 특징으로 하는 연소터어빈 시스템의 흡기압력 상승 탑구조.
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