KR20020039326A

KR20020039326A - 화석 연료를 고농도 수소 가스로 변환시키는 플라즈마변환기

Info

Publication number: KR20020039326A
Application number: KR1020027001141A
Authority: KR
Inventors: 리카르도 블락 지보소
Original assignee: 데이비드 시스템즈 테크놀로지, 에스.엘.
Priority date: 1999-07-29
Filing date: 2000-02-09
Publication date: 2002-05-25
Also published as: ES2174693A1; ES2168040A1; MXPA02001038A; ES2174693B1; BR0012831A; ES2168040B1

Abstract

DAVID에 의한 본 발명의 목적은 화석 연료로부터 고농도 가스를 만드는 장치에 관한 것이다. 상기 장치는 서로 나란히 열결된 가열기, 혼합기, MCW 플라즈마 반응기, MCW 에너지원으로 구성된다. 대기압에서의 유사-코로나 임펄스-주기 방출은 반응기에서 수행되며, 저온에서 플라즈마-촉매 연료 변환 처리를 제공한다. 이 장치는 높은 고유 생산율(부피비)을 갖는 고농도 가스를 얻고 전력 소모를 최소화하기 위해 증기 변환 반응, 증기-공기 변환, 화석연료의 부분 산화를 가능하게 한다. 반응물의 예비 가열은 열동력에서 필요로 하는 실질적인 에너지 양을 제공한다. 일부 열에너지는 플라즈마 반응기 출구에서 회복된다. 상기 장치는 차량의 내연기관에 장착될 수 있을 만큼 충분히 작을 수 있다. 또한 고농도 수소 가스(전력 발생 스테이션 등등) 발생에 대한 고정 시스템에 사용될 수 있다. 본 발명과 관련된 다른 분야는 마이크로파 플라즈마 장치(플라즈마 반응기) 구조 및 차량 구조이다.

본 발명은 산소(혹은 공기)의 추가와 물의 추가 가능성으로 마이크로파로 발생되는 플라즈마로 인해 화석연료를 고농도 가스로 변환 시키는 변환처리에 관련된다.

Description

화석 연료를 고농도 수소 가스로 변환시키는 플라즈마 변환기{PLASMA TRANSFORMER FOR THE TRANSFORMATION OF FOSSIL FUELS INTO HYDROGEN-RICH GAS}

본 발명은 탄화수소로부터 고농도 수소 가스를 만드는 것에 관련된다. 수소는 내연기관 부가물로써 연료의 가치가 있다. 수소 연료가 존재함으로 인해 연료의 화학적 특성을 변화시키며, 연소물질로 인한 공해를 줄일 수 있다[연료에 수소를 첨가하는 것은 10-50%의 내연기관 효율을 증가시킨다. Mishchenko 외, Proc. VII World hydrogen Energy Conference Vol 3(1998), Belogub 외 Int. J. Hydrogen Energy, Vol 16. 423(1991), Varde 외, Hydrogen Energy Progress V., Vol 4(1984), Feucht 외, J. Hydrogen Energy, Vol 13.243(1988), Chuveliovdhl Hydrogen Energy and Power Generation, T. Mejat Veziroglu, Ed., Nova SciencePublisher, 뉴욕(1991), Das Int. J. hydrogen Energy, Vol 16. 765(1991)참조, 관련 미국 특허 5887554, 5425332, 5437250, 국제 특허 n°PCT/US98/18027]

비슷한 장치에서 변환 과정에 필요한 에너지는 가스 혼합물을 예비 가열하거나 발열 반응(탄화수소를 부분 혹은 전체 산화시키는 것 같은), 혹은 전기 가열을 통해 얻을 수 있다. 또한 첫 번째와 두 번째 경우의 플라즈마는 화학처리(예비가열 반응물질의 플라즈마 처리)에 대한 촉매로 사용될 수 있다. V.D.Rusanov, K.Etivan, A.I.Babaritskii, I.E.Baranov, S.A.Demkin, V.K. Jivotov, B.V.Potapkin and E.I.Ryazantsev, The Effect of Plasma Catalysis by the Example of Methane Dissociation into Hydrogen and Carbon, Dokl. Akad. Nauk, 1997. vol 354 n° 1pages 213 to 215; A.I.Babaritskii, M.A. Deminskii, S.A.Demkin, K.Etivan, V.K. Jivotov, B.V.Potapkin, S.V. Potekhin, V.D. Rusaov, E. I. Ryazantsev, The Effect of Plasma Calalysis in Methane Decomposition, Khim, Vys. Energ., 1999. vol. 33. n° 1. 페이지 59-66.

일반적으로 화석 연료의 가장 좋은 대체물이 기체 수소(H₂)이다. 현재 기술은 수소를 사용하는데 있어서 많은 기술적이고 경제적인 어려움을 직면하였다. 수소는 매우 가연성이 높은 물질이며, 매우 복잡하고 비용이 많이 드는 저장 시스템을 필요로한다. 또한 세계적인 수소 판매망은 비용을 경제적으로 할 수 있고, 개발 도상국을 뛰어넘는 시간척도를 나타낸다.

합성 고농도 가스를 얻기 위한 필요한 양의 화석 연료 및 알코올을 변환시키는 화학 미니 플랜트(경제적으로 실행가능한 방법)는 연료셀과 내연기관(ICE)에서 많은 양의 수소를 연료로 사용할 수 있는 주요한 열쇠가 된다.

여기에는 네가지 중요한 요소가 만족 되어야 한다.

ㆍ첫 번째는 "변환기가 시작할 수 있는 속도"이다. 현재 가장 효율적인 변환기는 시작할 때까지 5에서 10분 정도가 소요된다.

ㆍ두 번째는 "즉각적인 반응"이다. 즉 운전자가 가속 페달을 밟을 때 차량이 반응하는 속도를 말한다.

ㆍ세 번째는 "열적 그리고 전기적 전력의 소비"는 파라미터 내에서 낮아야 하는 변환처리의 요구조건 부합하기 위해 필요한데, 상기 파라미터는 변환기를 사용하는 연료 셀 혹은 ICE로 발생되는 에너지로 보상하도록 한다.

ㆍ네 번째는 변환기가 개선될 수 있을 경우, 변환기는"판매용으로 합당한 가격"을 가져야 한다.

연료 변환기 및 수소 저장

1992년에 아서 디. 리틀은 (Arthur D. Little) 연료 셀 차량에 대한 수소 공급 수단으로써 메탄올의 온보드(on-board) 개질에 대한 옵션을 개발하기 위해 DOE 연구 프로그램을 시작하였다. 상기 프로그램의 1단계는 다중연료 개질기 분석, 내장 수소 저장 기술 및 수소 인프라 필요조건을 포함한다. 2단계는 10kW 개질기 및 1kg 용량 수소 저장 유닛을 테스트하고 개발하는 것을 포함할 것이다. 수소를 연료 셀에 직접 공급하기 위한 대안으로 액화수소, 압축 수소, 탄소 흡수 및 수소화물 저장을 포함한다.

액화 수소는 1970년대 미국과 다른 나라에서 몇가지 차량에 테스트되어 왔다. 연료 셀과 사용될 때 액화 수소의 무게밀도 및 부피중량은 내연기관에 사용되는 디젤 연료와 같거나 그보다 더 좋다. 결점은 높은 액화 에너지, 취급 문제 및 부득이한 증발 가스 배출이다.

압축 수소는 생각해 내기에 가장 간단한 내장 기술이며 최근 혼합물질의 개선점으로부터 이점을 얻을 수 있으며, 천연가스 차량 발달로 가격을 개선시킬 수 있다. 개선된 재료로 구성되는 고압 탱크는 적당한 무게 성능을 제공할 수 있으나 약간의 부피 성능만을 제공한다. 풀어야 할 기술적 과제는 실린더 침투성, 고압에 대한 탱크 설계 표준 및 연료 공급에 대한 수소 압축기 설계를 포함한다.

몇몇의 회사가 서로 다른 처리를 갖는 다중 연료 프로세서를 개발 중에 있다.

ㆍ 증기 개질법(SR): 이 처리는 기본적으로 세 가지의 주요 단계를 통해 메탄 및 물이 수소 및 탄소 이산화물로의 촉매 변환하는 것을 포함한다. Halder-Topsoe(미국-덴마크), Howe-Baker Engineers(미국), IFI/ONSI(미국), Ballard Power Systems (캐나다) 와 Chiyoda(일본)의 몇몇 회사는 이러한 시스템의 구성 및 설계에 대한 연구를 진행해 왔다.

ㆍ 부분 산화법(PO): 탄화수소 연료(가솔린과 다른 것들)와 산소(혹은 공기)로부터 발생되는 수소 및 이산화탄소로 인한 발열처리. PO 처리는 SR 처리에 대해 많은 중요한 이점을 갖는다. Arthur D. Little(EPYX), Chrysler Corp.와 Hydrogen Burner Technologies(미국) 같은 회사들은 PO 변환기 개발에 대한 계획을발표했다.

EPYX PO 변환기는 다음과 같은 단계로 구성된다 :

1. 열을 적용하여 연료(가솔린) 증발, 2. 소량의 공기를 갖는 증발 연료를 부분 산화 반응에서 조합하여 수소 및 일산화탄소 발생, 3. 대분의 일산화탄소를 이산화탄소 및 추가 수소로 변환시키기 위해 촉매 반응하는 일산화탄소에 증기를 가함, 4. 우선적인 산화 단계에서, 주입공기는 이산화탄소 및 증기를 형성하기 위해 촉매에 대한 잉여 일산화탄소에 반응하며, 고농도 가스를 남긴다.

ㆍ자열 개질법(AR): 발열처리에서, 탄화수소 연료는 물과 산소의 혼합물과 반응한다. 탄화수소 산화 반응으로 발생된 에너지는 증기 개질 처리를 가동시킨다. Roll-Royce/Johnson-Matthew(영국) 와 International Fuel Cell/ONSI(미국)같은 회사들은 AR 처리의 개발을 연구 중이다.

ㆍ열 분해법(TD): 탄화수소 연료의 열분해는 수소 및 청정 탄소를 발생시킨다. 메탄으로부터 발생하는 수소의 한 몰당 에너지의 필요조건은 SR 처리보다 약간 낮다. SR, PO, TD 처리로 인한 수소 제조의 기술적 경제적 판단 기준은 TD(57)로 만들어지는 수소의 가격(1$/1000㎥)기 PO(109) 및 SR(67) 처리에 대한 것보다 낮다는 것을 나타낸다.

탄화수소의 플라즈마 활성 변환의 또 다른 개념이 있는데, 화학 반응을 가속화시키기 위해 냉각 비열 플라즈마가 능동 입자의 공급원으로써 사용된다. 이러한 경우에서 처리의 에너지 요구사항은 열 에너지(저온)에 부합할 수 있어서, 플라즈마는 촉매로 활동한다.

플라즈마는 매우 고온에서 강한 전기장이나 강한 자기장의 활성을 통해 발생될 수 있다. 방출시 자유전자는 활성 전기장으로부터 에너지를 얻고, 충돌을 통해 이 에너지를 잃는다. 불꽃 방출 플라즈마는 높은 전자 온도 및 낮은 가스 온도를 특징으로 하는데, 전자 농도는 약 109에서 1012㎠이고, 가스 온도가 거의 주위 온도에 가까울 수 있는 플라즈마를 발생시키는 것이 가능한 열평형의 부재는전자가 분자 결합을 파괴하도록 충분히 들뜨는플라즈마를 얻기 위함이다.

반응의 광역 스펙트럼은 플라즈마를 발생시키기 위해 관찰되어져 왔다. 이것은 전자와 분자, 이온과 분자, 이온과 이온, 전자와 이온 사이의 반응을 포함한다. 다른 형식의 방출이 과거 20년 동안 가능했었다. 무선 주파수 및 마이크로파 발생기에 대한 이용이 최근 저농도 전자 방출 사용에 대해 그 초점이 맞추어졌다.

냉각 비열 플라즈마에서, 오직 충전된 미립자(전자, 이온)만이 적용된 전자기장으로부터 에너지를 얻으며, 중성 미립자는 거의 실내 온도에 남아있다.냉각 비열 플라즈마는 보통 감소된 압력에서 동작하는 전자 불꽃 방출로 만들어질 수 있다. 불꽃 방출된 플라즈마는 열적으로 민감한 물질에 관련된 화학 반응 촉진에 적합하다. 플라즈마 중합반응 표면변형 막의 선택/거절 특성과 모너머(monomer), 최종 폴리머 사이의 구조/성능의 상호관계에 대한 상대적으로 적은 기본적인 실험활동이 이루어졌다. 60-3000초의 중합 반응 시간과 막을 준비하기 위해 30-150W의 범위의 전력이 사용되었다.

플라즈마 상태를 유지하기 위한 필요 전력은 내부 전극의 저항 커플링, 외부 전극과의 용량성 커플링 혹은 외부 코일과의 유도 커플링, 혹은 저속파 구조 수단으로 인한 마이크로파 방출의 경우에 가스로 전송될 수 있다. 플라즈마에서 많은 서로 다른 반응 입자로 인해서, 플라즈마 내의 화학 반응에 대한 메카니즘에 대한 설명을 완벽하게 하지 못했었다.

화석 연료 및 사용가능한 에너지(전지, 기계동력 등등)를 얻기 위해 현재 사용된 방법은 매우 비효율적이라는 것은 잘 알고 있다. 매일의 수송체계에 이용되는 가장 효율적인 내연기관은 최고 32%의 효율을 나타낸다. 이것은 연료에서 68%의 에너지는 기계적인 에너지(운동)를 얻기 위해 사용되지 못하고 버려지는 것을 의미한다. 여기에는 많은 이유가 있는데, 주로 약 43%로 맞추어진(가솔린을 사용하는 4행정 엔진) 열동력 원리로 인한 제한 때문이다. 그러나 우리가 사용하는 가장 좋은 엔진은 여전히 최대 효율에 미지치 못한다. 가장 귀한 자연 연료 중의 하나를 엉망으로 사용하는데 더하여 연소(산화) 화석 연료로 발생되는 상당한 양의 오염물질은 전체 생물계에 점차적으로 나쁜 영향을 미치고 있다.

MPCR 처리는 화석 연료 사용에 대한 좀더 나은 해결방안인데, 이 시스템은 화석 연료를 에너지를 적게 소비하고 바람직하지 않는 부산물을 발생시키지 않는 화학처리에 의한 합성 연료(SF) 같은 다른 연료로 개질/변환시킬 수 있다. 개선된 연료는 환경 친화적이고, 좀더 효율적인 에너지 변환 과정의 형식에 적합한 것을 특징으로 한다.

MPCR은 넓은 범위의 상업적인 의미를 내포할 것이다. 오염물질의 적은 배출은 미국 EPA 및 캘리포니아 Air Resources Board 같은 환경 보호 기관으로 하여금 제로 배출 표준을 채택하도록 하게하며, 최근 10년간 DAVID 강제사항에 의해 제안되었던 것과 비슷한 처리를 사용하도록 한다. 이것은 결국 미국이나 캐나다 같은 차량 밀도가 높은 나라에서 이러한 시스템의 사용을 활성화 시키고 빨리 확산 시킨다.

비슷한 환경적인 노력이 유럽에서 진행 중인데, 유럽 연합 행정부, 유럽 공동체는 자동차 산업이 자발적으로 수용하려는 것보다 더욱 어렵게 자동차 산업에 대한 강제 배출 표준을 표류하고 있다.

MPCR의 성공은 여전히 화석 연료를 사용할 수 있다는 것을 의미하지만, 좀더 효율적인 방법으로 또한 환경친화적이다. 이것은 지구의 매장량의 매장 년수를 늘이고 연소 탄화수소로부터 생기는 환경 문제를 줄일 것이다. 뿐만 아니라 이러한 기술은 가솔린, 메탄, 에탄올, 프로판, 부탄, 디젤 등등과 같이 이미 존재하는 화석 추출 연료의 판매망과 같은 세계적인 규모에 직접적인 적용이 가능하다는 것이다.

상기 출원인으로 출원된 어떠한 마이크로파 플라즈마 화석 연료 변환 시스템 특허도 현재까지 없다. DAVID 특허는 특별한 형식의 방출(주파수, 전압 등등), 처리조건(반응 시간, 반응물질의 유동 등등) 및 장치의 특별한 구조(전극, 반응기의 형상 등등)의 공지된 출원과 다르다.

MPCR과 다른 특허 기술의 주요 차이점은 가스 온도 보다 높은 전극 온도를 갖는 특정한 냉각 플라즈마의 MPCR의 구조에 있다. 이 플라즈마는 특별한 설계의 전극에서 특별한 마이크로파 방출을 조합하여 얻어진다. 본 발명의 목적인 이러한 새로운 처리로 현재의 변환처리로 필요한 에너지 입력의 현저한 감소가 가능하다.

비평형상태의 냉각 플라즈마 처리를 통해 발생하는 H₂및 CO의 합성 연료(SF)의 두 가지 구성요소는 내연기관에 좋은 연료이다. SF에 의한 연료 ICE의 경우에서 CO₂및 NOx의 배출은 가솔린에 의한 연료보다 90% 낮고, 연료 셀의 경우에 있어서 CO 분리에 대한 막(혹은 특별한 촉매 형식의 변환기)이 필요하게 될 것이다.

액화 연료에서의 황(혹은 통상적인 합성물) 함유물은 부분적으로 증발하고 MPCR에 관계하게 된다. SF에 의해 연료 공급되는 ICE의 경우에서 배출은 다소간 높은 산화물이지만, 낮은 산화 상태의 황화합물이 더 많아지게 된다(존재하는 촉매 변환기를 제거하기에 쉽고 싼 알칼리성 황 및 수소황화물의 낮은 배출).

MPCR 시스템의 성공 열쇠는 합성연료(SF)가 화석 추출 연료로부터 낮은 에너지 비용으로 온라인으로 얻어질 수 있다는 사실에 있다. SF가 좀더 효율적으로 사용될 수 있기 때문에, 시스템의 전체 효율이 개선된다. 플라즈마 촉매 반응기/개질기(MPCR)의 에너지 효율은 80%에서 90% 사이이며, 효율을 측정하는 방법에 좌우된다. SF는 ICE 혹은 연료 셀에서 산화되는지에 따라 좀더 환경 친화적이며 배출을 현격히 줄임으로써 추가적인 이점을 얻을 수 있다.

MPCR이 ICE로 사용되는 경우에 있어서, 엔진이 순간 시동이 풀어야할 중요한 과제 중의 하나이다.

이러한 관점은 기체 연료(SF)로 작동하기에 적합한 ICE의 사용으로 해결될 수 있다.

SF 작동에 대한 ICE의 현존하는 프로토타입의 주요 특징은 다음과 같다.

가솔린 공급 연료 시스템은 수소 스파크 점화 연료 엔진에 적합한 "일정 시간 어드미션 포트 분사 시스템"의 원리에 기초를 두고 변형된 제어장치를 갖는 분사 시스템으로 보완된다.

SF 공급 시스템은 최적의 공기 대 연료 비율을 결정하는 엔진 싸이클 파라미터 센서로부터 출력신호를 변환하는 전자 제어 조립체의 사용에 기초를 둔다. SF 에 대한 ICE에 분사기를 장착하는 기술이 매우 간단하여 실린더 헤드를 교환하지 않고 설치되도록 한다.

변형된 ICE는 정상적인 가솔린 공급을 유지하는 동안 표준 ICE를 SF와 작동하기에 적합하도록 하는 경제적인(낮은 비용) 방법이다.

상기 해결책은 엔진의 시동이 MPCR에 의해 발생되고 10리터 저장소에 저장되며, MPCR이 필요한 SF 생산에 도달할 때(아주 짧은 시간 후에) 자동적으로 SF에 바이패스되는 5%의 혼합연료를 가솔린에 추가하여 작동될 것이라는 것을 의미한다.

MPCR이 연료 셀에 의해 사용될 때의 경우에 있어서, 셀 연료 작동에 필요한 수소를 발생시키기 위해 MPCR이 개시될 때까지의 초기 작동은 배터리에 축적된 전기 에너지가 될 수 있다. 이러한 경우, 배터리는 MPCR에 대한 전기 에너지를 공급해야 한다(전기 에너지 및 전기 에너지를 통한 열에너지).

DAVID로 수행되는 가능한 플라즈마 강화 변환의 분석 및 추정

열 플라즈마 변이

1.1 5%의 가솔린을 합성 가스로 증기 변환하는 내장 설비

상기 설비는 화학 반응기, 열교환기, 내연기관 및 플라즈마트론(plasmatron)에 대한 발전기로 일체화된 아크 플라즈마트론으로 구성된다. 연료는 열 교환기를 통과하면서 1000℃로 가열되고 증발된다. 고온으로 가열하는 것은 연료 분해를 일으키고 연료 공급 채널의 상대적으로 저온인 벽에서 수지 침전을 일으킨다. 동시에 1400℃이상의 작동 온도를 갖는 열 교환기의 개발은 시스템의 가격을 높일 수 있는 매우 복잡한 문제이다. 열 교환기에서 가열된 연료 증기는 아크 플라즈마트론으로 직접 들어간다. 예비 가열 증기 또한 아크 플라즈마트론으로 공급된다. 냉각수는 플라즈마트론의 벽을 냉각시키기 위해 사용된다. 이러한 처리의 물이 가열되고 증발되는 동안 증기는 1300℃로 가열되고 플라즈마트론으로 직접가게 된다. 플라즈마트론에서 물과 연료 증기는 2400℃까지 가열하기 위해 필요한 에너지를 얻고 증기 변환 화학 반응을 수행하며, 서로 잘 혼합된 후에 화학 반응기로 들어간다. 반응기에서 증기는 1400℃의 혼합 가스로 변환되고, 온도는 흡열반응으로 감소한다. 뜨거운 합성 가스는 열 교환기를 통과하며 열을 연료와 증기에 방출하고, 400℃로 냉각한 다음 내연기관으로 들어간다. 플라즈마트론 전력 공급 발생기는 내연기관으로 구동된다.

하기 목록은 열동력 계산을 근거로 하여 추정된 대략의 설비 파라미터이다. 상기 설비는 50kW의 내연기관에 대해서 계산되었다.

1. 화학 반응기를 갖는 아크 플라즈마트론

동력2.5kW

증기 유동율0.2 l/sec

가솔린 유동율0.03 l/sec

치수 :

직경0.1m

길이 0.3m

무게5kg

2. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃) 0.6 l/sec

저온 가스 유동율0.23 l/sec

통과 열 플럭스0.65kW

치수 :

직경0.25m

길이1.0m

무게15kg

3. 발생기

동력2.5kW

치수 :

직경0.2m

길이 0.25m

무게15kg

4. 내연기관

동력50kW

가솔린 유동율2.2 l/sec

합성가스 유동율0.5 l/sec

합성 가스 생성 요구조건 ;

가솔린 유동율0.12 g/sec

물 유동율0.15 g/sec

1.2 공기의 산소로 5%의 가솔린을 부분 산화하는 내장 설비

이전의 경우에서 설비는 내연기관, 발전기, 열 교환기, 화학 반응기를 갖는 아크 플라즈마트론으로 구성된다. 부분 산화 반응은 발열이어서 플라즈마트론 동력이 두 배로 줄어들 수 있다. 총 가솔린 유동율은 최소 퍼센트만 증가할 것이다. 부분 산화가 공기의 산소로 수행되기 때문에, 합성 가스는 약 50%의 질소로 희석될 것이다. 또한 플라즈마트론의 냉각 및 화학 반응 벽이 표준 엔진 냉각 시스템으로 수행되도록 물은 처리에 개입되지 않을 것이다. 플라즈마트론 동력은 엔진 동력을 현저히 줄여서, 냉각 시스템의 고하중이 필요하지 않다.

대략적인 설비 파라미터:

1. 아크 플라즈마트론 설비 파라미터 :

동력 1.5 kW

증기 유동율 07 l/sec

가솔린 유동율0.043 l/sec

치수 :

직경0.1m

길이0.3m

무게5kg

2. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃)1.1 l/sec

저온 가스 유동율0.75 l/sec

통과한 열 플럭스1/7kW

치수 :

직경0.3m

길이1.0m

무게20kg

3. 발생기

동력1.5kW

치수 :

직경 0.15m

길이0.25m

무게12kg

4. 내연기관

동력50kW

가솔린 유동율2.2g/sec

합성가스 유동율0.6 l/sec

합성 가스 제조 요구사항 ;

가솔린 유동율0.18 g/sec

물 유동율0.7 g/sec

2.1 가솔린을 합성가스로 증기 변환하는 내장 설비

상기 설비는 전기를 발생시키는 전기화학 발생기(ECG)의 사용으로 가솔린으로부터 합성가스를 만드는데 사용된다. 상기 설비는 고온의 합성 가스가 자체 열에너지를 연료 및 증기에 흩뜨리는 화학 반응기, 증기와 가솔린이 가열되는 아크 플라즈마트론으로 구성된다. 1.1의 경우에서 증기 및 가솔린 증기는 가열되고 플라즈마트론에서 혼합되며 플라즈마트론으로 직접 들어간다. 반응기에서 합성 가스가 형성되고 그 온도는 흡열 화학 반응으로 인해 낮아진다. 물의 냉각으로 합성 가스 온도는 1400℃로 낮아지고, 이 온도는 열 교환기로 들어간다. 화학 반응기에서의 합성 가스 열에너지는 반응에 필요한 모든 물을 증발시키기에 충분하다. 열 교환기에서 물과 가솔린 증기는 합성 가스의 열 에너지로 1000℃까지 가열되며, 그 다음에 플라즈마트론으로 들어간다.

1. 아크 플라즈마트론 :

동력45kW

증기 유동율3.9 l/sec

가솔린 유동율0.54 l/sec

치수 :

직경0.1m

길이 0.3m

무게5kg

2. 화학 반응기

치수 :

직경0.15m

길이0.2m

무게8kg

3. 열 교환기

고온 가스 유동율12 l/sec

저온 가스 유동율4.4 l/sec

통과한 열 플럭스13kW

치수 :

직경0.3m

길이1.0m

무게20kg

4. 소비

가솔린2.4 l/sec

물3.1 l/sec

2.2 공기의 산소로 가솔린을 부분 산화시키는 내장 설비

이전의 경우에 있어서 설비는 ECG에 사용하기 위한 합성가스를 만드는 것이 목적이다. 기본 설비 블록은 열교환기, 화학 반응기, 아크 플라즈마로 구성된다. 1.2의 경우에 있어서, 가솔린의 부분 산화가 발열 반응임에 따라 플라즈마트론 동력은 약 40%로 감소될 수 있다. 그러나 동시에 가솔린 유동율은 30%로 증가된다. 또한 얻어진 합성 가스는 질소로 반쯤 희석된다. 그러한 처리에서 물이 존재하지 않음으로 플라즈마트론 벽 및 화학 반응기에 대한 분리 시스템을 필요로 한다. 냉각 시스템은 40kW의 열동력을 감소시킬 수 있다.

설비에 대한 대략적인 파라미터 :

1. 아크 플라즈마트론

동력28kW

공기 수증기 유동율14 l/sec

가솔린 증기 유동율0.86 l/sec

치수 :

직경0.1m

길이0.2m

무게3kg

2. 화학 반응기

치수 :

직경 0.15m

길이0.2m

무게8kg

3. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃)22 l/sec

저온 가스 유동율14.9 l/sec

통과한 열 플럭스34kW

치수 :

직경0.3m

길이1.0m

무게20kg

4. 소비

가솔린3.6g/sec

공기14g/sec

3.1 가솔린을 합성 가스로 증기 변환하는 연료 보급 시스템에 대한 고정 설비

상기 설비의 설계는 2.1과 동일하지만 시간당 10000㎥의 합성가스에 대해서 계산된다. 빠른 증기변환 반응기에 필요한 화학 반응기(W1.5MW)의 과잉 열동력은 냉각수에 의해 경감되어야 하고, 스테이션(자동차 세척 같은)의 기술적인 목적에 사용될 수 있다.

대략적인 설비 파라미터 :

1. 아크 플라즈마트론 :

동력13MW

증기 유동율965 l/sec

가솔린 증기 유동율135 l/sec

치수 :

직경0.3m

길이1.5m

무게50kg

2. 플라즈마트론 동력 공급

2.1 변압기

치수7.0 x 5.0 x 6.0m

무게50000kg

2.2 제어 콘솔

치수 :2.0 x 2.0 x 1.0m

무게150kg

3. 화학 반응기

치수 :

직경0.5m

길이1m

무게100kg

4. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃)3000 l/sec

저온 가스 유동율1100 l/sec

통과한 열 플럭스3.3mW

치수 :

직경1.5m

길이5.0m

무게2500kg

4. 소비

가솔린0.6kg/sec

물0.8kg/sec

3.2 산소로 가솔린을 부분 변환하는 연료 보급 스테이션에 대한 고정 설비

상기 설계는 높은 생산성 및 산화체로써 산소를 이용함으로 2.2에 설명된 프로토타입과는 다르다. 시간당 10000㎥의 생산성에서, 설비는 0.74㎥의 산소를 소비해야 한다. 만약 산화가 공기에 의해 진행되었다면, 약 3㎥의 산소는 2400℃로 가열되어서 9MW의 추가동력을 필요로 한다. 이 동력의 반만 회복하더라도 동력 손실은 공기로부터 얻어지는 산소에 대한 소비를 분명히 초과하며, 공기로부터 얻어진 산소 소비에 대한 현재 유효한 기술은 1.5MJ/㎥이다. 그러므로 0.74㎥/sec의 산소 추출에 필요한 동력은 1.1MW에 불과하다. 순수한 산소를 사용하는 또 다른 이점은 합성 가스에 질소가 없다는 것이다.

대략적인 설비 파라미터 :

1. 아크 플라즈마트론 :

동력0.5MW

증기 유동율740 l/sec

가솔린 증기 유동율214 l/sec

치수 :

직경0.2m

길이0.4m

무게20kg

2. 플라즈마트론 동력 공급

2.1 변압기

치수2.0 x 2.0 x 1.5m

무게50000kg

2.2 제어 콘솔

치수 :2.0 x 1.0 x 1.0m

무게100kg

3. 화학 반응기

치수 :

직경0.5m

길이1m

무게100kg

4. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃)2800 l/sec

저온 가스 유동율9540 l/sec

통과한 열 플럭스4.0mW

치수 :

직경1.5m

길이5.0m

무게2500kg

4. 소비

가솔린0.92kg/sec

물0.74kg/sec

상기 시스템을 고려해보면 상기 시스템을 구현하는데 문제가 생긴다. 첫째로, 플라즈마트론과 화학 반응기에서 고온의 가스 혼합물이 존재하는데, 이것은 특별한 열 저항 물질을 사용을 필요로 하고 비슷한 시스템 자원을 제한한다. 두 번째로, 총 연료 증기 변환을 갖는 설비는 상당한 전력 소비를 필요로 한다. 상기 설비로 만들어지는 총 합성 가스의 거의 절반이 이러한 소비를 커버하기 위해 연소되어져야 한다. 플라즈마 촉매 같은 비평형 플라즈마-화학 처리에 기초를 둔 비슷한 시스템을 고려한다. 하기 설명되는 모든 설비의 설계는 천연 가스 및 알코올의 예비 실험에 기초를 두어서, 가솔린 사용에 대한 추가 연구가 필요하다.

플라즈마 촉매 변이

1. 5%의 연료, 증기 예비가열 그리고 MCW 방출로 다음번 처리에 대한 내장 설비

내연 기관의 배출가스는 약 800℃의 온도를 갖는다. 열동력 계산은 상기 온도가 가솔린의 상당한 부분에 대한 증기 변환 반응을 수행하기에 충분히 높다. 그러나 운동의 제한은 적합한 시간에 변환이 일어나게 하지 않는다. 800℃까지 미리 가열될 메탄의 MCW 임펄스의 주기적 방출 처리는 MCW의 10%만의 평균 방출 동력이 예비 가열로 구성되었음에도 불구하고 최고 세배까지 메탄 변환 정도를 증가시킨다. 메탄 변환 정도는 열동력 평형치에 도달한다.

상기 설비는 내연기관으로 구성되는데, 내연기관의 열은 가솔린 수증기 및 물 수증기를 가열하기 위해 사용된다. 증기는 화학 반응기로 들어가고, 여기서 MCW 주기적 방출로 취급된다.

방출의 영향하에서 가솔린-증기 혼합물의 상당한 부분은 반응하지 않은 탄화수소 증기가 내연기관으로 들어감에 따라 합성가스로 전환된다. 이러한 방법은 가솔린-증기 혼합물의 전체 변환을 필요로 하지 않는다. 연료 혼합물에서 10% 정도 만 존재하는 수소가 엔진의 동작을 상당히 개선시키고, 유독가스 배출을 줄이고 엔진의 효율을 향상시킨다.

대략적인 설비 파라미터 :

1. 아크 플라즈마트론 :

동력50MW

가솔린 증기 유동율135 l/sec

합성가스 유동율 0.6 l/sec

합성 가스 제조에 대한 요구사항 :

가솔린 유동율 0.12g/sec

물 유동율0.15g/sec

2. 화학 반응기

반응 영역 온도800°K

가솔린 증지 유동율0.03 l/sec

증기 유동율0.2 l/sec

치수 :

직경0.05m

길이0.1m

무게0.5kg

3. MCW 발생기

발생 주파수9GHz

평균 복사 동력25W

임펄스 동력25kW

치수 :

도파관 채널을 갖는 마그테트론(magnetron)0.15x0.15x0.4m

동력 공급0.15x0.13x0.6m

무게 :

도파관 채널을 갖는 마그테트론(magnetron)6kg

동력 공급10kg

2. 증기 변환에 대한 물의 추가 및 5% 가솔린의 부분 산화에 대한 내장 설비

만약 전술된 방법의 가솔린 변환 정도가 충분하지 않다면, 화학반응의 온도는 공기로 가솔린을 부분적으로 산화시키기 위해 최고 1000°K까지 증가될 수 있다. 열에너지를 절약하기 위해서 열 교환기가 화학 반응기와 엔진 사이에 설치된다. 열 교환기는 반응기로부터 배출된 합성 가스로부터 열을 회복하도록 한다.

완벽한 열 회복을 가정한 대략적인 설비 파라미터 :

1. 내연기관

동력 50kW

가솔린 유동율2.2g/sec

합성가스 유동율0.6 l/sec

합성 가스 제조에 대한 요구사항 :

가솔린 유동율0.15g/sec

물 유동율0.075g/sec

공기 유동율0.37 l/sec

2. 열 교환기

고온 가스 유동율(1400℃)0.9 l/sec

저온 가스 유동율0.5 l/sec

통과한 열 플럭스0.35kW

치수 :

직경0.3m

길이1.0m

무게20kg

3. 화학 반응기

반응 영역 온도1000°K

가솔린 증기 유동율0.035 l/sec

증기 유동율0.1 l/sec

공기 유동율0.37 l/sec

치수 :

직경0.05m

길이0.1m

무게0.5kg

4. MCW 발생기

발생 주파수9GHz

평균 복사 동력25W

임펄스 동력25kW

치수 :

도파관 채널을 갖는 마그네트론 0.15x0.15x0.4m

동력 공급0.5x0.13x0.6m

무게 :

도파관 채널을 갖는 마그네트론 6kg

동력 공급10kg

3. 증기 변환에 대한 물의 추가 및 공기로 인한 가솔린의 부분 산화에 대한 내장 설비.

상기 설비는 ECG에 사용되는 합성가스의 내장 자동 제조에 관한 것이다. 부분 산화 에너지의 소비에서 가솔린 증기 변환이 일어나는 화학 반응기로 구성된다. 반응을 가속화시키기 위해서 마이크로파 발생기가 사용된다. 마이크로파 활성 입자는 상기 복사의 영향 하에서 발생된다. 연속처리에 관여하는 활성 입자는 가솔린 변환을 가속화시킨다. 열 교환기는 발생된 합성가스로부터 열을 회복시키기 위해 사용된다.

하기 설명은 시간당 합성 40㎥의 합성가스 생산성을 갖는 설비에 대한 파라미터를 나타낸다. 공기가 부분 산화에 사용됨에 따라 합성가스는 질소가 1/3가량 희석될 것이다.

1. 화학 반응기

반응 영역 온도1000°K

가솔린 증기 유동율0.7 l/sec

증기 유동율1.9 l/sec

공기 유동율7.4 l/sec

치수 :

직경0.15m

길이0.5m

무게5kg

2. 열 교환기

고온 가스 유동율(1000℃)17 l/sec

저온 가스 유동율10 l/sec

통과한 열 플럭스16kW

치수 :

직경0.3m

길이1.0m

무게20kg

3. MCW 발생기

발생 주파수2.45GHz

평균 복사 동력600W

임펄스 동력600kW

치수 :

도파관 채널을 갖는 마그네트론0.35x0.15x0.5m

동력 공급0.5x0.22x0.6m

무게 :

도파관을 갖는 마그네트론10kg

동력 공급25kg

4. 물의 추가와 반응물의 마이크로파 처리로 가솔린을 부분적으로 산화하여 합성가스를 생산하기 위한 고정 설비.

상기 설비 기법은 생산성과 산소에 대한 공기 교환의 관점에서 이전 것과는 다르다. 일정량의 물이 화학양론 조건 하에서 화학 반응기에서의 온도는 1000°K가 되도록 선택된다.

상기 설비의 내용에서, 대략적인 파라미터와 반응 유동율은 시간당 10000㎥의 합성 가스의 생산성을 나타낸다.

1. 화학 반응기

반응 영역 온도1000°K

가솔린 증기 유동율0.18㎥/sec

증기 유동율0.44㎥/sec

공기 유동율0.42㎥/sec

치수 :

직경0.5m

길이2m

무게100kg

2. 열 교환기

고온 가스 유동율(1000℃)2.8㎥/sec

저온 가스 유동율1㎥/sec

통과한 열 플럭스2.6MW

치수 :

직경1.5m

길이5.0m

무게2500kg

3. MCW 발생기

발생 주파수915MHz

평균 복사 동력200W

큰 치수 장치의 목록 :

a) 전력 및 고전압 변압기

b) 정류기 및 전력 조절기

c) 마그네트론을 갖는 발생기 블록

d) MCW 채널

e) 제어 콘솔

파워유닛 설비는 150㎡의 개발 공간을 필요로 한다. 다른 유닛은 70㎡로 커버된 엔클로저에 놓인다.

임펄스 동력600kW

치수 :

도파관 패널을 갖는 마그네트론0.35x0.15x0.5m

동력 공급기0.5x0.22x0.6m

무게 :

도파관 패널을 갖는 마그네트론10kg

동력 공급기25kg

5. 물의 추가와 저온에서 반응물질의 마이크로파 처리로 가솔린을 부분적으로 산화시켜 합성가스를 제조하기 위한 고정 설비.

포인트 4의 기법과 비슷한 이유로 설비의 파라미터와 치수는 상기 포인트 4에 연산된 것과 비슷할 것이다. 계산으로 부터 증기-산소 변환 반응은 매우 높은 선택성(CO 및 H₂만 생성물로 형성될 수 있다)을 갖는 것을 나타냈다. 이것은 낮은 처리 온도를 제공한다. 두 개의 비슷한 계산이 수행되었는데, 첫째로 500℃ 온도에서 상기 온도는 이러한 조건에서 실제로 완벽한 변환을 나타내고, 두 번째 계산에서 변환정도가 74% 뿐인 낮은 온도(400℃)가 사용되었다. 그러나 순수한 합성 가스 유동을 제공하기 위해서, 분리 블록의 사용이 제안되었다. 플라즈마트론 동력의 추정치, 멤브레인 블록 동력 및 질량 유동율은 첨부 5의 관련 표에 나타내있다.

주요 결과 및 결론

1. DAVID에 의해 수행된 연구는 플라즈마 강화 탄화수소 변환 처리가 매우 선호될 만하며 수소 및 고농도 수소 가스 생산물의 새로운 기술에 대한 적합한 기준이 될 수 있다는 것을 나타낸다. 열 플라즈마 응용에서, 소형, 용이한 제어 및 개질의 용이성이 설계될 수 있다. 또한 비열 촉매 응용은 에너지 소비와 낮은 처리온도에서 현저한 감소를 제공할 수 있다.

2. 수행된 비교 분석은 열 플라즈마의 경우에 대해서 다음의 변형이 가장 가망성 있는 것으로 선택될 수 있음을 나타낸다.

종래의 디젤 혹은 가솔린 엔진의 효율을 개선시키기 위해 5%의 가솔린을 부분적으로 산화시키기 위한 내장 설비.

가솔린의 플라즈마 강화 부분 산화에 기초를 둔 온라인 수소 생산물에 대한 소형 고정 설비.

열 플라즈마 접근에 대한 주요 단점은 비교적 높은 에너지 소비와 높은 작동 온도이다.

3. 상기 분석은 플라즈마 촉매 접근이 전술된 문제점에 대한 해결책으로써 매우 가망성이 있음을 나타낸다. 또한 플라즈마 촉매 아래에서 부분 산화는 물이 추가됨으로 인해 추가적인 수소 산출을 할 수 있다.

4. 플라즈마 촉매에 가장 선호될 수 있는 변형은 :

가솔린을 부분적으로 개질하는 내장 증기. 엔진 배출 열은 처리의 에너지 요구조건에 맞도록 사용될 수 있다.

가솔린 내장 자동차 혹은 다른 차량의 부분 산화.

5. 상기 주어진 설비 파라미터는 이론적인 시뮬레이션과 메탄과 메탄올 변환의 실험결과에 기초를 두어서, 추가적인 이론 시뮬레이션 및 실험이 제시된 데이터를 확증할 필요가 있다.

마이크로파 산출 플라즈마 촉매 화석연료 변환에 대한 DAVID의 연구

마이크로파 방출로 발생된 플라즈마를 사용하여 화석연료를 변환하는 연구는 다음 세가지 기본 단계로 구성되어 있다.

1. 플라즈마 반응기에서 화학 반응에 대해 필수적인 주요 방출 파라미터를 결정하기 위해 모델링 수행.

2. 특정한 수행 조건에서 연료 변환에 대한 다른 화학 메카니즘의 역할 연구

3. 반응기 산출량 최적화.

첫 번째 단계는 현재 유효한 실험 결과 분석에 가장 관계가 있으며, 실험적 증거에 따라서 방출의 전체적인 물리적 모델 구조를 가져와야 한다. 두 번째 단계는 물리적-화학적 방출 증가 모델 개발을 통해 미리 형성된 방출 조건에 대한 다양한 탄화수소 변환 메카니즘을 결정해야 한다. 이 모델링의 결과는 방출 파라미터를 바꾸어서 반응기의 특정한 산출을 개선하는데 사용될 수 있다. MW 방출 증가의 물리적 모델은 전자 및 이온 농도, 평균 에너지, 시간의 함수로써 가스 온도 그리고 공간적 분포와 같은 주요 플라즈마 파라미터를 제공해야 한다. 방출 증가를 세가지 서로 다른 단계로 나누는 것이 유용하다.

1. 활성 반응기 전체 부피에 걸쳐 전자 및 가스 온도 사이의 강한 편향이 있는 초기 비평형 단계.

2. 준평형 플라즈마를 갖는 필라멘트가 있는 준평형 방출 단계.

3. 플라즈마 재결합이 반응기 벽에서 확산 전파 및 표면 방출 재결합과 함께 발생하는 잔광 방출 단계.

마이크로파 방출이 또한 강하게 비균등하기 때문에, 세 가지의 서로 다른 공간 영역으로 나뉠 수 있다.

1. 필드 라인을 따라 스트리머(streamer) 전파에 대해 책임이 있는 감소된 전기장의 높은 값을 갖는 스트리머 헤드.

2. 스트리머 채널내의 불안정 상태가 준안정 상태를 깨뜨릴 때까지, 채널 플라즈마의 준안정 특성을 우선적으로 보장하도록 하는 비교적 낮은 필드를 갖는 스트리머 채널.

3. 채널로부터 복사 배출로 인해 낮은 전자 농도를 갖는 스트리머 채널에 근접한 "코트(coat)"

이러한 자격조건은 섬유모양 방출의 공통 이론 및 유효한 실험 결과에 따라 형성된다. 서로 다른 임시 공간 거리에 대한 실험 데이터 및 이론 모델이 비교된다. 스트리머 헤드는 짧은 시간과 공간적인 간격으로 인해 거의 실험적으로 연구되지 못하지만, 스트리머 파라미터 헤드는 평면 전방 전파 이론 수단으로 스트리머의 속도 및 반경으로부터 얻을 수가 있다. 이러한 이론은 스트리머 전방 두께가 스트리머 반경에 비해 충분히 작을 때의 경우에 대해서 유효하다. 평면 전방 모델은 메탄, 물, 수소 플라즈마에 대해서 개발되었고, 전방 후의 스트리머 채널에서 초기 전자 농도를 생산하였다. 추가적으로 상기 모델은 채널에서 준평형 필드의 값을 제공한다. 이러한 값들은 전기장 강도 및 전자 농도에 대해 유효한 실험 데이터와 비교될 수 있다. 평면 전방 이론으로 주어진 채널에서의 전자 농도는 상대적으로 작으므로(3*10¹⁴1/㎤에 대한 ?η_e), 분광 연구로부터 이러한 양을 측정하는 것이 매우어렵다. 그러나 η_e에 대한전술된 값은 수소 라인 전파 분석으로부터 η_e<1015 1/㎤의 추정치와 일치한다. 수소 플라즈마는 정밀한 구조와 잘 알려진 운동 및 드리프트(drift) 파라미터로 인해 바닥상태 뿐만 아니라 필요한 활성 상태에서도 실험적 측정에 더 적합하다. 이것이 수소 플라즈마가 방출 모델에 대한 편리한 샘플 환경으로 첫 번째 단계에서 사용된 이유이다.

평면 전방 이론 및 준평형 상태의 가정으로부터 얻어진 채널(H₂-100Td, CH₄-90Td)의 전기장 강도는 정상 상태의 메탄(20kV) 및 수소(30kV)에 대한 실험적 측정과 잘 일치한다. 수소 플라즈마의 경우에서 일탈은 1%의 물 같은 부피가 큰 가스의 불순 때문일 것이다. 이러한 필드 강도에 상응하는 전자 온도는 약 2eV이다. 이러한 연구를 수행하기 위해 운동 모델이 평면 전방 파동 결과 및 전자 에너지 분포 함수(EEDF)의 연산을 포함해서, 이온화 처리 및 자발적 복사, 충돌 여자 및 비여자를 고려하여 수소 레벨 상대밀도에 대해서 개발되었다. 상기 모델은 활성화된 수소 상태의 상대 밀도가 전자 온도에 대해서 완전히 비평형인 것을 나타낸다. T_ex는 바람직한 레벨에 대해서 약 0.3-0.4eV이었으며, 반면에 T_o는 약 2eV였다. 이러한 결과는 약 0.3eV인 실험적으로 관찰된 T_ex와 잘 일치하며, 수소에 대한 이전의 운동 계산과 잘 맞는다.

플라즈마에서 가스 가열율은 스트리머 채널에서의 이온화의 열적 불안정으로 인해 준평형 상태의 시작을 결정할 수 있다. 가스 가열율은 전자 에너지에 대한 운동방정식을 풀고 주어진 자유도에 대한 에너지 보존을 고려하여 가스 가열과 관련된 각각의 기본 처리의 분포를 찾아내어 결정되었다. 예를들어, 최소한의 저온에서 병진 및 회전 자유도에서 이완없이 진동 에너지가 저장될 것을 기대할 수 있다. 시뮬레이션은 최초 100ns에서 약 100K의 온도 증가를 나타낸다. 이 값은 압력 이완이 매우 빨리 발생될 경우 채널에서 이온화 가열 불안정성을 시작하기에 충분하다. 특성 유체역학 시간은 수소에 대해서 약 100ns 이고 메탄에 대해서 좀더 크다. 그러므로 스트리머 채널에서의 이온화 불안정은 실험이 메탄에서 400ns 그리고 수소에서 200ns 후의 가스 온도 및 전자 농도가 강하게 상응하는 것을 나타냄에 따라 수소에서 약 100ns의 채널 열 중성자화에 대한 원인인 것처럼 보인다. 예상할 수 있는 바와 같이, 준평형 상태의 전자 농도는 표피층의 두께가 스트리머 반경에 거의 동일한 조건으로부터 결정된다. 이러한 가정은 약 10¹⁶1/㎤의 전자 농도를 발생시키고, 이것은 약 5*10¹⁶1/㎤의 실험값에 합리적으로 일치한다. 이러한 실험 가스 온도(메탄에 대해서 약 5000K)는 상기 농도에 대한 평형 온도(약 6000K) 보다 약간 낮으므로 플라즈마의 준평형 상태를 제공한다.

채널에 근접한 "코트" 영역은 낮은 전자 농도로 인해 측정을 수행하기에 매우 어렵다. 게다가 이러한 영역에서의 전자 농도는 가스의 불순 농도에 의존한다(포토이온화 및 관련 이온과 처리를 일으킬 수 있다). 이것은 채널 근처의 방출 모델링에 대한 중요한 제한 결과를 낳는다.

MW 방출에서 수행되는 연료의 운동 메카니즘을 결정하기 위해서 방출 조건에서의 몇가지 가능한 메카니즘이 연구되었다. 첫째로, 물이 추가된 가솔린의 열분리는 가솔린 변환 및 그을음 형성에 대한 물의 영향을 결정하기 위해 수행되었다. 옥탄은 가솔린에서 가장 많이 존재하는 탄화수소임으로 가솔린 용량에 대해 고려되었다. 운동 기법은 정교하며 옥탄 산화 및 그을음 형성을 설명하기 위해 876 반응으로 구성되었다. 상기 모델은 이성질체 및 중간 라디칼(radical)을 갖는 C₈H₁₈까지 모든 탄화수소를 포함하여 85개의 화학 요소를 포함한다.

P=일정, T=일정한 조건에서 칼로리메트릭 밤 리액터(Calorimetric Bomb Reactor, CBR)의 Work Bench Code를 사용하여 연산된다.

T=1500K, P=1atm에서의 옥탄-물 혼합물의 분리를 나타내는 운동 곡선은 도 1 및 도 2에 도시되고, 89%(도1, 도3) 및 50%(도 2, 도 4)의 물 추가에서 T=2100K 및 P=1atm에 관한 것은 도 3 및 도 4에 도시되었다.

도 1은 T=1500K, P=1 atm에서 C8H18-H2O(11:89%)의 분리가 진행되는 동안 주요 농도의 운동 곡선이다.

도 1에 물리 존재할 때 옥탄 변환 진행,C8H18+8H2O=8CO+17H2,은 다음과 같이 분리될 수 있다.

1. 에틸렌과 메탄 형성과 함께 옥탄의 빠른 분리.

2. 물이 촉매 역할을 하는 아세틸렌 형성의 느린 진행, 그 다음에 CO 및 H2 형성.

만약 옥탄 완전 변화에 물이 충분하지 않다면, 생성물은 메탄(도2) 혹은 아세틸렌(도 4)이 될 것이다.

도 2는 T=1500K, P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선.

도 3은 T=2200,P=1atm에서 C8H18-H20(11:89%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선.

도 4는 T=2200,P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선.

T=2200,P=1atm에서 옥탄-물 혼합물의 분리가 진행되는 동안의 그을음 형성이 도 5 및 도 6에 도시되었다. 이 모델은 A.V.Krestinin[1]에 의해 제안된 단순 그을음 형성 모델을 고려한다.

C2H2 → C4H12 → C6H2 → C8H2 → ...그을음 핵

추가적인 기화작용과 함께 C8H2에 제한된다 할지라고, 도면으로부터, 만약 옥탄을 CO-H2로 완전히 변환시키는데 물이 충분하지 않다면 그을음이 형성될 것이다.

도 5는 T=2200K, P=1atm에서 C8H18-H20(11:89%)의 분리가 진행되는 동안 그을음 형성을 도시함.

도 6은 T=2200K, P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%)의 분리가 진행되는 동안 그을음 형성을 도시함.

도 7은 시간 대 온도 의존 진행과정을 도시한다.

도 7에 도시된 바와 같이, 진행 시간은 1500K 이하의 온도에서만 메탄 분해(전술된 사항 참고)에 대한 것과 동일하다. 제한 단계는 메탄의 분리(CH4→CH3+H)이고, 더 높은 온도에서 제한단계는 아세틸렌의 분해이다.

그러므로, 연료 변환의 열 메카니즘에 대해서 얻어진 운동 결과는 최적 방출 파라미터를 결정하므로, 연료 개질에 대해 나타난 실험 조건을 결정한다.

현재 연료 변환에 대한 특허 검토

고농도 가스(h.g)를 수용하기 위한 서로 다른 집합에 사용되는 기본 화학 처리 중 하나는 CH4+H2O=CO+H2 같은 탄화수소의 증기 개질이다. 이러한 반응은 흡열반응이지만, 만약 산소가 입력 혼합물에 추가된다면, 개질 처리는 발열이 된다. 이러한 진행은 h.g.를 수용하기 위해 사용될 수 있으며, 내연기관 혹은 내장 연료 셀에서 연소될 것이다.

개질 처리에서 촉매의 사용은 많은 출원인들로부터 제안되어 왔다. 물질의 넓은 범위가 개질기에 대한 적합한 설계[2.3] 뿐만 아니라 촉매[1.2]로 사용되는 것에 대해 특허되었다. 촉매 개질기의 중요한 특징은 소형이며 추가의 장치 사용이 필요없다는 것을 알아야 한다. 열 절연 및 열 재순환[3]은 높은 효율을 제공할 것이다.

많은 출원인들이 탄화수소 연료 개질에 대한 플라즈마 방법 사용을 제안하였다. 아크 플라즈마트론은 개질기[5]에 대한 적합한 설계로 특허되었으며, 연료의 증발 및 열분해에 대해서 나와있다.

아크 플라즈마트론에 대한 흥미있는 설계가 [6]에 제시되었다. 이러한 플라즈마트론에서의 연료 개질에 대한 몇 가지 화학 처리가 존재하는데, 탄화수소 열분해는 수소 및 고체 탄소를 만든다. 플라즈마트론 설계 및 고체탄소의 연속적인 기계적인 문지름이 특허되었다.

최대 동력을 요구할 때 자동차 엔진에 주입되는 h.g.를 수용하기 위한 플라즈마 개질의 사용은 [7]에 특허되었다. 개질기로써 아크 혹은 마이크로파 플라즈마트론의 사용이 제시되었다.

[8]의 출원인은 탄화수소 연료 개질기 플라즈마트론에 터빈을 추가하는 것을 제안하는데, 플라즈마트론의 필요조건에 사용될 수 있는 추가적인 에너지를 얻기 위해 가스로부터 열과 운동 에너지를 사용한다.

추가 특허 그룹에서 시뮬레이션 장치로써 플라즈마를 사용하고 탄화수소 증기개질의 흡열 진행에 대한 에너지원으로 사용하는 것을 제한하는 것이 있다.

이러한 [9] 중의 하나에서, 글라이딩(gliding) 아크는 탄화수소 개질 처리를 시뮬레이션하기 위해 반응 부피에서 연소한다. 배출 가스는 펠릿 베드를 통해 통과하여 추가적으로 개질된다.

또 다른 [10]에서, 반응 혼합물은 반응기를 통과한 후에 초기 가열되며, 고전압 펄스의 주기적 방출이 일어나며, 증기 개질 반응을 시뮬레이트한다. 또한 h.g.를 발생시키기 위해 사용될 수 있는 개질기 설계가 있으며, 여기서 h.g.는 내장 SPE 연료 셀에서 연소된다.

특허 문건 검토에서 탄화수소로부터 h.g.를 얻는 문제에 대해 조사자의 관심이 표명되어 있다. 이러한 검토는 넓은 범위의 특허 그룹에서 출원인은 촉매와 탄화수소 개질 처리를 수행하는 것을 제안하며, 촉매는 적합한 화학 물질이다. 대부분의 특허는 플라즈마 탄화수소 개질방법을 공지한다. 그러나 대부분의 경우에서, 출원인들은 플라즈마를 반응물의 효율적인 가열기로 사용한다. DAVID의 관점에서 두 가지의 특허만이 플라즈마를 열 에너지원 및 탄화수소 개질 처리의 시뮬레이터로 사용한다. 이러한 [9] 중의 첫 번째 사항에서 고농도 산소가스와 탄화수소의 혼합물은 글라이딩 아크 플라즈마에 의해 활성화되고, 특별한 금속 혹은 세라믹 재료로 이동하고, 혼합물은 최종적으로 합성가스에 변환된다. 그러나 그의 특허는 우리 장치에 대한 프로토타입이 될 수는 없다. [9]의 두 번째 부분에 사용된 개념은 우리의 장치의 설계와 매우 비슷하다. 두 가의 경우에 있어서 반응물의 혼합물이 가열된 다음 냉각 플라즈마에 의해 처리된다. 이러한 시스템에서는 완전 변환이 없고, 일부 탄화수소가 이산화탄소로 변환되고, 수소를 얻기 위해 선택된 전도성을 갖는 멤브레인을 필요로 한다. 이러한 시스템은 추가적인 가스 압력을 요구하고 좀더 많은 에너지를 사용한다.

문헌

번호	특허번호	출원인	국가
1	PCT/JP97/02445	Tomura	일본
2	PCT/US96/1590	ISENBERG, Arnold, O	미국
3	4	CLAWSON, Lawrence, G	미국
4	PCT/US97/1490	Allen, M. Robin	미국
5	6	E. M. Rudyak	러시아
6	USSR 632294	N. S. Pechuro	러시아
7	USSR 700935	Cohn	미국
8	USSR 203816	Cohn	미국
9	USP 5.887.554	CHERNICHOWSKI, M.	프랑스
10	USP 5.852.297PCT/US98/18027PCT/FR97/02396	AlbinETIEVANT, Claude	프랑스

제시된 이전 시스템은 합성 가스를 내장 차량에 발생시키거나 고정장치에 발생시킬 수 있다. 이러한 두 가지 구조는 종래의 기술이다. 예를 들어 미국 특허 5887554에 공지된 바와 같이 연료를 합성 가스로 개질하는 시스템이 공지되었다.

고정 시스템은 고압 용기 혹은 저온 콘테이너를 필요로 한다.

변환기 시스템의 또 다른 중요한 예는 국제 특허 PCT/US98/18027에 공지되었다. 전기 방출(입자 방출)에 의해 산소(공기) 및 물이 존재할 때(가능성 있을 때) 경량 탄화수소에 관한(CH₄, C₂H₆, C₃H₈, C₄H₁₀혹은 천연가스 같은) 변환 처리가 공지되었다.

수소 온보드 생성물이 자세히 공지되었다. 이러한 장치 그룹은 미국 특허 5143025에 그 예가 공지되었다. H20을 H2와 O2로 분리하고 H2를 엔진 연료에 추가하기 위한 전기분해의 사용이 공지되었다. 물과 C₀(고체 탄소)의 상호작용을 이용한 고농도 수소 가스 생성 시스템이 미국 특허 5159900에 공지되었다. 이러한 장치에서 아크 처리로 제공되는 물에 의한 탄소 전극의 부분 산화는 H2+CO 혼합물의 주요원인이 된다. 미국 특허 5207185(Greiner 외)에서 상기 장치의 기본원리는 수소를 발생시키기 위해 또 다른 부분을 개질하는 탄화수소 연료의 한 부분을 사용하는 버너이다.

또 다른 시스템은 가솔린의 한 부분을 고농도 수소 가스로 개질하기 위한 열 변환기의 사용에 관련된다.(Breshears El 외, Proc. Of EPA 1st Symposium on Low Pollution Pwer Systems Development, 268(1973) 참조). 다른 비슷한 시스템은 촉매가 존재시 부분 산화를 이용한다. (Houseman 외, Proc. 3rd World HydrogenEnergy Conf. 949(1980) 참조)

미국 특허 5435332 및 5437250(Rabinovich 외)은 아크 플라즈마트론을 갖는 내연기관을 공지한다.

플라즈마 강화 연료 변환에 대한 현재 특허된 장치는 여러 가지 모델의 높은 혹은 아주 높은 주파수 아크 플라즈마트론에서의 안정된 플라즈마 방출을 이용하고, 아크 방출의 펄스 변이를 이용한다. 미국 특허 5,425,332, 5,437,250, 5,887,554 참조. 이러한 방출 및 최종 열동력 중량 평형의 매우 높은 온도 특성은 플라즈마 연료 변환 방법의 이점으로부터 완전한 이득을 얻지 못한다.

본 발명의 목적은 화석연료를 고농도 수소 가스로 변환시키는 플라즈마 변환기에 관련된다.

상기 변환기는 가열기, 혼합챔버, 반응기, 그리고 이들의 연속된 연합장치, 반응기에 대한 마이크로파(MCW) 동력원 구성되는데, 상기 변환기는 내연 기관의 효율을 높이기 위해 종래의 화석 연료를 수용할 수 있으며, 고농도 수소 가스로 변환시킬 수 있다.

도 1은 T=1500K, P=1 atm에서 C8H18-H2O(11:89%)의 분리가 진행되는 동안 주요 농도의 운동 곡선;

도 2는 T=1500K, P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선;

도 3은 T=2200,P=1atm에서 C8H18-H20(11:89%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선;

도 4는 T=2200,P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%) 혼합물이 분리되는 동안 주요 농도의 운동곡선;

도 5는 T=2200K, P=1atm에서 C8H18-H20(11:89%)의 분리가 진행되는 동안 그을음 형성을 도시;

도 6은 T=2200K, P=1atm에서 C8H18-H20(50:50%)의 분리가 진행되는 동안 그을음 형성을 도시;

도 7은 시간 대 온도 의존 진행과정을 도시;

도 8에 도시된 실험장치는 :

공학 블록(도 1에서 점선으로 표시됨)

반응물에 대한 공급 시스템(연료, 물, 공기)

물 공급 시스템

변조기, MCW 발생기, 도파관;

도 9는 공학 블록의 다음 요소들에 대한 배열 기법;

도 10은 장치 구조;

1. 원형 도파관, 화학 반응기

2. 직사각 도파관

3. 인터페이스 오리피스

4. 반응기 반응물 입구 요소

5. 반응기 생산물 출구, 도파관 플러그

6. 개시기 바

7. 플라즈마 촉매 방출 영역

8. 첫 번째 혼합기 입구

9. 두 번째 혼합기 입구 횡단면

10. 세 번째 혼합기 입구 횡단면

11. 반응물 혼합 챔버

도 11은 원형 및 직사각 도파관에서의 전기장 분포 좌표;

1. 직사각 도파관

2. 원형 도파관

3. 마이크로파 전기장 벡터

도 12는 도파관에 대한 코로나 개시기 바 입구

1. 원형 도파관

2. 강체 금속의 뾰족한 바

3. 바와 방출 도파관에서의 전기장 힘 라인. 아래쪽은 마이크로파 전기장 진폭의 분포

도 13은 증기 연료 변환 처리 방법;

1,2,3 - 반응물이 혼합기로 들어가는 첫 번째, 두 번째 및 세 번째 입구

도 14는 증기 연료 변환 처리에서 증기 예비가열 기법;

도 15는 증기-공기 연료 변환 처리법;

도 16은 연료의 부분 산화처리법;

도 17은 장치의 도면;

1. 원형 도파관, 플라즈마 화학 반응기

2. 반응기에 대한 마이크로파 복사 유입에 대한 직사각 도파관

3. 인터페이스 오리피스

4. 반응기로 들어가는 반응물의 입구 요소

5. 반응기 생상물의 출구, 도파관 연결기

6. 개시기 바

7. 플라즈마 촉매 방출 영역

8. 첫 번째 혼합 챔버 입구

9. 세 번째 혼합 챔버 입구의 횡단면

11. 반응물 혼합 챔버

본 발명의 목적은 탄화수소를 고농도 수소 가스로 플라즈마 변환하는 변환기에 관련된다. 상기 변환기는 가열기, 혼합 챔버, 반응기, 반응기에 연결된 마이크로파 동력원으로 구성된다. 임펄스-주기 유사-코로나 마이크로파 방출은 반응기에서 변환 처리를 가속화시키기 위해 사용된다. 유사-코로나 방출은 최대 전기장 영역에서 마이크로파 공명기에 유입된 한 쌍의 금속 변부에 의해 발생된다. 결과적으로 특별히 정해진 영역(regime)에서(펄스 지속기간, 펄스 주기 대 펄스 지속기간 비율, 특정한 에너지 입력, 반응기 입력부에서의 온도), 변환 과정의 플라즈마-촉매 특성이 제공된다. 플라즈마-촉매 변환 처리는 낮은 온도 제한에서 낮은 전기 에너지 필요조건 및 높은 생산성을 특징으로 한다. 제안된 반응기는 연료(페트롤(petrol), 케로신(kerosene), 디젤연료 등등)가 증기와 변환 처리하도록 하며, 공기와 증기-산소(증기-공기) 및 부분 산화하여 고농도 수소 가스로 변환시킨다. 특정한 처리를 수행하기 위해 필요한 대부분의 에너지는 혼합 챔버 내에서 연료의 부분적 연소의 손실에서 뿐만 아니라(증기-산소 변환 혹은 부분 산화에 대해서), 반응기 출구에서 열 회복의 손실에서도 가열기의 열에너지처럼 시스템에 공급된다. 증기 변환의 경우에서, 가열기는 아크 플라스트론을 포함할 수 있다. 초음파 노즐은 10^-3-10^-5sec 이하의 시간에 초기 반응물의 효과적인 혼합을 제공하는 혼합 챔버에 사용될 수 있다.

현대의 기술은 대량생산 고정 시스템과 차량에 장착되는 소형에 대한 장치를 가능하도록 한다. 연료 시스템 내장 차량으로부터 고농도 수소 가스를 생산을 이용하는 것은 내장 수소 콘테이너의 사용을 피할 수 있도록 한다. 두 가지 제안된 장치를 내장하여 일체화시켜서 사용하여(고농도 수소 가스와 가솔린에 적합한 내연기관의 사용) 오염물질을 현저히 줄이고 엔진 효율을 증가시킨다. 엔진 성능 특성은 엔진 설계의 근본적인 변형없이 개선된다. 제안된 장치의 또 다른 응용분야는 차량의 전자 모터에 공급되는 전기 발생을 위한 연료 셀과의 조합이다.

본 발명의 실험이 실행되어지고 DAVID이 구성한 장치의 설명

도 8에 도시된 실험장치는 :

공학 블록(도 1에서 점선으로 표시됨)

반응물에 대한 공급 시스템(연료, 물, 공기)

물 공급 시스템

변조기, MCW 발생기, 도파관

물과 연료는 끓는점보다 높은 온도에서 증발기(1)와 증발기(2)에서 증발된다. 물은 가열기(2)(아크 플라즈마트론)의 입구에 공급되고, 연료는 혼합 챔버 입구에 공급된다. 연료증기의 온도는 혼합 챔버에 공급되는 동안 증기응축을 방지하기에 충분히 높아야한다.

공기는 물의 끓는점보다 높은 온도로 가열되고 증기는 가열기(2)의 입구로 공급된다. 공기의 온도는 가열기(2)의 입구의 혼합물에서 증기가 응축되는 것을 막기에 충분해야 한다.

가열기(2)에서 증기 및 공기 혼합기는 정해진 영역에 의존하고(표2,3,4,5 참조) 혼합기 입구에 공급되는 고정된 평균 질량 온도로 가열된다. 공학 블록(첫번째로 처리되는 온도)의 작동 영역은 가열기(2)의 동력 변화 및(혹은) 초기 반응물의 소비 변화로 결정된다.

혼합기에서 플라즈마-촉매 반응기에 공급된 후에 모든 반응물은 빨리 공급된다.

반응기에서 가열된 반응기 혼합물은 임펄스의 주기적인 마이크로파 유사-코로나 방출로 처리된다.

처리의 생성물은 열 교환기에서 냉각된다. 응축된 상태는(무반응 물 및 연료와 몇가지 경우의 탄소) 사이클론 열 교환기에서 분리된다. 얻어진 합성가스는 크로마토그래픽 분석된다. 포인트 16에서 가스상태 생산물의 소비가 결정된다. 무반응 물과 연료 소비는 포인트 17에서 반드시 결정된다.

방출 트리거 및 MCW 입력장치는 공학 블록의 구조적인 부분이다.

방출 트리거는 유사 코로나 마이크로파 방출을 시작하기 위해 MCW 필드에서 반응기에 놓인 뾰족한 텅스텐 피벗이다.

MCW 입력장치는 뾰족한 텅스텐 피벗 영역에서 최대 강도를 갖는 반응기에서 전기장 분포를 만든다.

공학 블록의 주요 파라미터에 대한 측정 포인트(포인트 4-15)가 도 1에 도시되었다. 반응 기법의 기본 영역에 대한 공학 블록 파라미터의 공칭값(반응물 소비, 온도 영역)은 표 1,2,3,4에 주어졌다.

1.2 MCW 설비의 간단한 설명

MCW 설비 변조기는 MCW 입력 장치를 갖는 MCW 발생기의 작동에 대해 필수적인 한 쌍의 주기적 전압 펄스를 만든다.

MCW 복사의 주요 파라미터 :

복사 펄스 기간 0.1 - 1mks

임펄스 반복 주파수최고 1kHz

임펄스 동력 최고 50kW

평균 동력 최고 50W

복사 파장 3cm

1.3 입력 반응물

입력 반응물은 정상 조건(도 1의 포인트 1,2,3)에서의 공학 블록 입력에 주어진다. 냉각수는 입력에서 다음과 같은 파라미터를 갖는다.

압력 3atm

온도 15℃-25℃

2. 공학 블록 요소의 분리에 대한 공학적 요구사항

2.1 일반적 요구사항

단일 구조에서의 블록 요소 배열이 제안된다. 요소 세척, 요소 교환, 블록의 현대화 등등에 대한 구조의 가능한 수집 및 분배로 최대한의 사용이 이루어진다.

도 9는 공학 블록의 다음 요소들에 대한 배열 기법을 도시한다. 가열기(2)(아크 플라즈마트론), 혼합기, 반응기, 방출 트리거, MCW 입력장치와 블록 온도 영역 제어에 대한 일련의 열전기쌍 TC(상기 기법에서 측정 포인트에 상응하는 인덱스). 파이프 직경은 20mm.

2.2 아크 플라즈마트론 - 가열기(2)

플라즈마트론 동력은 플라즈마트론의 효율 계수, 손실 등등을 고려하지 않고 300W이다,

작동 가스 - 증기, 증기와 공기의 혼합

압력 - 대기압 이상(증발기(1,2)에서 물과 연료 압력 소비에서 가스 드리프트). 대기압은 열 교환기로부터 가스를 제거하여 가스 덕트 출구에 고정된다.

플라즈마트론 입구에서의 가스 소비 :

영역(1)(공기 없음) - 증기 40.55-355 ㎤/s

영역(2)(공기 있음) - 증기 18.7-40.55 ㎤/s + 공기의 14-55㎤/s

플라즈마트론 출구에서의 가스 온도(평균) - 최고 3000K

열전기쌍 TC₄및 TC₅는 플라즈마트론에 통합된다. 열전기쌍 TC₉는 활성화이고 플라즈마트론 출구-혼합기 입구에서 복사상 온도 분포를 측정한다. 파이프 영역으로부터 열전기쌍을 제거하는 것이 가능하다.

2.3 혼합기

혼합물(증기와 공기)의 한 가지 요소에 대한 파라미터는 아크 플라즈마트론 작동 영역에 의해 설정된다.

혼합물의 두 번째 요소에 대한 파라미터(연료 증기) :

소비 :

영역(공기 없음) : 0.025-0.22 g/s

영역(공기 있음) : 0.025 g/s

혼합 시간은 10^-4s이다.

혼합 후의 가스 온도는 500 - 1560K

열전기쌍 TC₆는 혼합기와 통합된다. 열전기쌍 TC₁₀는 파이프의 중간에서 혼합된 후의 가스 온도를 제어한다. 파이프 영역에서 열전기쌍을 제거하는 것이 가능하다.

2.4 방출 트리거와 MCW 입력장치를 갖는 반응기

도 2에 도시된 변이체에서, 반응기 남은 끝 부분은 방출의 스펙트럼 분석에 대한 구멍을 갖는 금속 벽 MC로 막아지고 진공으로 된 유리 윈도우 GW로 닫혀진다. 벽MC는 MCW 방출 영역 DZ의 방향으로 MW 복사를 반사시키도록 사용된다. MC와 MCW복사 입력장치 축 간의 거리는 5-10cm 단위이다. 이러한 변형에서 사이클론 열 교환기는 도 2에 도시된 반응기의 측벽과 연결될 수 있다. 이러한 경우 공학 블록 배열은 수평이다. 혼합기 영역으로부터 방출 영역의 방향으로 MCW 복사의 반사는 혼합기 출력에서 20mm에서 15mm로 파이프 횡단면을 감소시켜 이루어진다.

MCW 복사 입력 장치는 24x11mm의 횡단면을 갖는 직사각형 도파관이다. 도파관의 넓은 벽은 그 방향이 파이프를 따르고 길이는 150mm이다. 도파관과 파이프의 교차점으로부터 70mm 거리에 MCW 복사에 대해서 투명한 재료로 만들어진 밀봉기(hermetizer)가 놓인다. 입력 장치와 방출 영역의 축거리 사이는 5에서 10cm 단위이다.

주위 : 도 2에서 편리하도록 하기 위해 MCW 입력장치는 출구 평면에 배열된다. 실제 시스템에서 입력은 90℃로 기울어지지 않으며, 출력 평면에 대해 수직방향이 아니다.

방출 개시기(initiator)는 2mm 단의 직경을 갖는 뾰족한 텅스텐 피벗이다. 상기 개시기는 파이프 직경에 관련되며 파이프 영역으로부터 제거될 수 있다.

열전기쌍 TC₁₁은 파이프에서 복사상 온도 분포를 제어한다. 온도 범위는 300에서 1560K이다. 열전기쌍은 파이프 반경에 관련되며, 파이프 영역으로부터 제거될 수 있다.

방출 영역 DZ에서 반응 입구-혼합기 출구까지의 거리는 최소화되고 블록 요소의 구조적 특성에 의해 결정된다.

3. 공학 블록의 파라미터

공칭 처리 파라미터는 반응물 소비율을 결정하기 위해 실험 조사의 특성 영역에 대해 연산되었다. 이러한 데이터들은 설비의 프로젝트 설계에 사용된다.

설비에서 일어나는 주요한 두 가지 형식의 처리는 공기로 부터의 산소에 의해 연료의 부분 산화와 함께 공기(1)없이 증기 변환 그리고 증기에 의한 연료변환이다.

3.1 공기 없이 증기 연료 변환 과정에 대한 공학 블록 파라미터

이러한 경우 처리과정은 반응과 관련된다.

C_6.918H_12.117+6.918H₂O = 6.918CO + 12.98H₂;

△H=12000KJ/cal=1.85eV/mol(1)

초기 반응물에 대한 에너지 입력 J는 실험에서 변하는 주요 파라미터이다 : J=W₄/Q인데, 여기서 W₄는 열동력, Q는 초기 반응물의 소비이다. 에너지 입력은 처리과정의 온도 영역을 결정하고, 변환의 평형정도 값을 결정한다. 두 가지 주요한 영역은 실험적으로 연구되었는데 : 일정한 초기 반응물 소비 Q(표1)에서 변하는 동력 W₄과 일정한 가열 동력 W₄(표2)에서 변하는 초기 반응물 소비Q이다.

3.2 초기 반응물 중 하나로써 공기와의 증기 연료 변한 처리에 대한 공학 블록 파라미터

만약 공기가 입력 반응물에 존재한다면 일부 연료는 산소에 의해 산화될 것이다. 결과적으로 흡수된 에너지는 일부 외부 에너지 공급을 오프셋한다. 시스템입력부에서의 공기 비율이 증가하면 가열기(2)에서의 가열 동력 W₄을 감소시킨다. 초기 영역에서와 같이(추가의 산소없이), 두 개의 영역이 고려되는데, 영역 "e"(100% 연료 변환, 표 1,3 참조)와 영역 "n"(65% 연료 변환, 표 4 참조)이다. 이러한 영역에서의 산소 추가는 온도 보존과 연료 변환 정도의 영역에서 가열기(2)의 동력 W₄을 줄인다.

표 1,2에 대한 기호

Q - 반응물 소비, 액체 상태에 대해 (g/s) 그리고 기체 상태에 대해 (n㎥/g)

T - 온도

동력 W₄- 가열기(2)에서 가열된 가스에 의해 흡수된 동력, 가열기 효율, 손실 같은 것은 고려 안됨

α - 포인트 12에서 변환 평형 정도의 추정치. 이 포인트에서 수소 및 CO와 함께, (1)에 상응하는 양의 연료 및 무반응 물의 증기가 있다. 물과 CO 농도의 합은 변환 정도의 추정치로 제공된다.

⁰⁾- 포인트 9에서 주어진 영역에서의 평균 질량 온도를 나타낸다. 실제로 복사 온도 분포는 이동 열전기쌍에 의해 측정된다.

¹⁾- 온도값은 물 분자의 분리에 대한 에너지 손실을 고려하지 않고 주어지며, 진짜 온도는 약 3000K이다.

J - 특정한 영역에서의 초기 반응물에 대한 에너지 입력(엔탈피)인데, 가열과 반응물의 증발(정보를 제공하기 위해)로 끝난다.

표 2에 주어진 초기 반응물(연료 및 물)의 소비에 대해서, 연료와 물 증발기 동력은 각각 W₃=5W이고 W₂=80W이다.

표 1에 나타나고 형성된 영역의 주요 특성은 가열 동력 W₄(가열 동력은 50에서 300W 사이가 될 수 있다)에 대한 평균 MCW 방출 동력(W_MCW ^ev=50W)의 가변비이다.

표 2는 일정한 가열 동력 W=300W의 영역에 대해 연산된 데이터를 나타낸다. W_MCW ^ev/W₄비는 일정하고 거의 15%와 같다.

입력 반응물 소비(물과 연료)가 변할 때 그 증발기(W₂와 W₃)의 동력이 또한 변하며, 표 2에 나타나 있다.

표 3, 4에 대한 기호

²- 연료 변환 정도에 상응하는 변환 정도 α

본 발명의 원리는 대기압에서 매우 높은 주파수 유사-코로나 임펄스-주기적 방출을 사용하는 것으로 구성되는데, 현존하는 장치와 다음과 같이 다르다.

낮은 반응물 온도

고중량 비평형 스케일

플라즈마에서 화학적 활성 입자의 높은 에너지 효율 발생

전지 에너지 사용의 높은 효율

본 발명 장치는 플라즈마-촉매 화석 연료를 고농도 수소 합성 가스(수소와 일산화 탄소 혼합물)로 변환하도록 되어 있다.

연료 변환에 관련된 주요 처리는 다음과 같다.

증기 변환(하기 j 참조)

증기-산소 변환(k)

부분 산화(l)

플라즈마-촉매 반응기 영역에 들어가지 전에 반응물은 반응기에 대한 충분한 변환 평형 스케일을 제공하는 온도로 예비 가열된다. 일반적으로 이 온도는 조건에 맞는 시간 주기(운동 저항)에서 그 과정을 수행하기에는 너무 낮다. 예비 가열된 반응물의 플라즈마 처리는 화학적으로 활성화된 입자에 관계된 연쇄 처리과정의 수단으로써 운동 제한을 없애고 반응물 변환 스케일의 평형 값에 도달하게 한다.

본 발명의 목적에 대한 장치의 중요한 부분은 플라즈마-촉매 반응기인데, 예비 가열된 반응물은 유사-코로나 임펄스-주기적 마이크로파 방출에 의해 처리된다.

반응기는 둥근 영역을 갖는 금속 파이프(도 10의 1)이며, 또한 마이크로파 복사의 전파에 대한 도파관으로 사용되고 가스를 전송하기 위해 사용된다. 마이크로파 복사는 인터페이스 오리피스를 통해 표준 직사각형 도파관(2)(H01 형식 파동)을 통해 반응기로 들어간다.

인터페이스 오리피스는 밀봉기로 차단되는데, 상기 밀봉기는 가스의 동적 파라미터의 혼란을 막기 위해 마이크로파 복사에 투명하며, 반응기 부피로부터 도파관 파이프를 절연하기 위해 투명하다. 직사각 도파원의 긴 벽은 H11 파장 형식이 도파관에서 활성화되는 파이프의 축을 따라 놓인다. 직사각 및 원형 도파관에서의 전기장(E)은 도 2 및 도 3에 도시되었다.

반응기 직경은 다른 아무(높은) 파장 형식도 주 파장 형식(H11)으로부터 떨어진 원형 도파관에서 활성화되지 않는 상태 하에서 선택된다. 다음 파장 형식은 E01이다. 이러한 조건을 충족시키기는 것은 직경 D에 대한 다음과 같은 제한을 발생시킨다.

l₀<lcr^H11(D)=1.705D (a)

l₀<lcr^E01(D)=1.308D (b)

여기서,

l₀: 자유 공간에서의 마이크로파 복사 파장

lcr : 상응하는 파동 형식에 대한 원형 도파관에서의 임계파장

상기 관계에서 반응기 직경에 대한 조건은 다음과 같이 얻어진다.

0.59l₀< D < 0.76l₀(c)

가열된 반응물은 반응물 입구 요소(4)를 통해 혼합 블록(도 10의 11)으로부터 반응기로 들어간다.

혼합기는 세 개의 반응물 입구 시스템을 갖는 장치로 구성된다. 첫 번째 입수 시스템(10)은 시스템 축에 설치된다. 이것을 통해 처리 및 변환의 다른 변이에서 가열 증기(처리 j) 혹은 가열된 증기-공기 혼합물(k) 혹은 가열공기(l)는 혼합기로 보내진다. 두 번째 및 세 번째 반응물 입구(9,10)는 동심형 초음파 노즐 시스템이다. 상기 장치에서 이러한 시스템의 사용은 10^-3-10^-4초 단위의 분자 레벨에서 반응물의 혼합시간을 가능하게 한다. 증기-산소 변환(k) 및 부분 산화(1) 변이에서, 연료 산화는 두 번째 및 세 번째 반응물 입구 시스템 사이에서 발생한다. 이러한 산화 과정에서 발생된 에너지는 반응물을 추가적으로 가열시킨다.

반응물 입구 시스템(4)은 혼합기에 가까이 감에 따라 일부 좁은 파이프로 구성된다. 반응물 입구 요소가 파장 H11의 제한을 넘어서도록 하기에 충분히 좁아야 한다. 이것은 마이크로파 복사가 인터페이스 오리피스(3)를 향해 요소를 반사시키도록 한다. 이러한 상태는 반응물 요소의 특성 교차 직경 및 직경(d) 사이의 다음 관계를 발생시킨다.

l₀> lcr^H11(d)=1.705d (d)

처리의 생산물은 플러그(5)의 오리피스를 통해 반응기를 빠져 나간다. 이러한 플러그는 인터페이스 오리피스(3)를 향해 마이크로파 복사를 반사시키도록 되어 있다.

반응기로부터 처리의 생산물을 빠져나오게 하는 다른 구성은 반대방향으로좁은 반응물 입구(4)의 것과 비슷한 파이프 세그먼트이다. 이러한 두 가지 경우의 반응기 길이(도 10의 L)는 도파관에서 마이크로파 복사의 반파장 lwg/2 의 정수배이어야 한다.

L=nl_WG/2=nl₀/(1-(l₀/l_cr ^H11(D))²)^1/2/2 (e)

방출은 코로나 요소로 시작되는데, 상기 코로나 요소는 뾰족한 금속 바(6)로서 도파관에 삽입된 비용융 재료로 만들어진다. 바의 포인트는 마이크로파 전기장(E)을 증가시키고, 그로인해 유사-코로나 효과 방출을 일으킨다. 상기 바는 도파관 내부 필드(E)의 힘 라인(force line)을 따라 정렬된다(도 12). 바 포인트의 위치(도 12의 H)는 도파관의 1/2 반경과 거의 동등하다. 종축 방향에서(도 10의 L2) 바는 방출없이 공명기 내에서 고정 파장이 가장 높은 값을 갖는 포인트에 놓인다.

L₂=l_WH(n/2+1/4)=(n/2+1/4)l₀/(1-(l₀/l_cr ^H11(D))²)^1/2/2 (f)

유서-코로나 방출 단계의 스트리머는 마이크로파장에서 플라즈마 스트리머 시스템으로 변형되며, 마이크로파 스트리머처럼 이동하며, 파이프 횡단면을 채우고, 마이크로파 임펄스 방출 영역(도 10의 7)을 발생시킨다. 유사-코로나 방출 단계의 목적은 높은 평균 전자 에너지를 갖는 대기압의 플라즈마를 발생시키는 것이다.

마이크로파 스트리머 단계의 목적은 반응물의 플라즈마-촉매 처리에 대한 공간으로 뻗어있는 플라즈마 형성을 발생시키는 것이다.

직사각 도파관(도 10의 2) 및 반응기(1)의 좌표는 길이(l)와 길이(l1)(도 10) 사이의 일정량을 선택하여 이루어진다. 실제로 모든 마이크로파 복사는 복사 입력 오리피스(3) 오른쪽의 도파관 부분이 방출할 때 이동하는 파장 영역에서 작동하도록 방출 영역(7)에서 흡수된다. 이러한 경우에서 도파관에서의 반파장의 정수배 단의의 길이(L1)는 다음과 같다.

L1=nl_WG/2=2l₀/(1-(l_o/l_cr ^H11(D))²)^1/2/2 (g)

마이크로파 복사 공급원은 임펄스-주기 영역에서 작동한다. 복사 임펄스 기간(t1)은 주어진 조건에서 발생되도록 양 방출 단계(유사-코로나 효과 및 마이크로파 스트리머 단계)에 필요한 시간으로 정의된다.

임펄스 반복 주기(t2)는 다음 값들의 최적 관계로부터 나온다 : 매우 높은 주파수 복사 임펄스가 멈춘 후에 수동 방출 단계에서 플라즈마에 의해 발생되는 활성 입자의 수명. 방출 영역을 통과하는 반응물의 선형 속도, 방출 에너지 공급.

J_plasma=W/Q (h)

여기서, W=W_PULSE* t₁/t₂

W는 마이크로파 복사의 평균 동력, W_PULSE는 펄스 동력, Q는 반응물 소비.

마이크로파 복사 임펄스 동력 W_PULSE(h),(i)은 플라즈마,J_plasma,에 대한 에너지 입력을 결정한다. 또한 펄스 동력은 플라즈마가 없을 때 원형 도파관에서 전기장강도에 의존하며,파열방출보다 낮아야 하고 동시에 코로나 요소에서 유사-코로나 방출 단계를 시작하기에 충분히 높아야 한다.

열 에너지 공급 J_heat은 필요한 온도에 대한 반응물을 가열하기에 충분해야 하며 시스템의 흡열 처리로 에너지 소비를 보상하고, 주어진 온도에서 반응물 변환 평형 스케일을 유도한다.

반응물의 예비가열은 다른 방법으로 수행된다.

ㆍ독립 동력 공급기를 갖는 가열기(예, 아크 플라즈마트론)

ㆍ연소 챔버에서 일부 연료의 소각

ㆍ산소(공기)와 함께 하는 변환 처리에서 산소로 일부 연료를 산화시킴.

ㆍ장치 출구에서 열 회복

상기 방법의 조합이 가능하다.

열 공급에 대한 플라즈마 에너지 비율(J_PLASMA/J_HEAT)은 1-10% 단위이다.

변환 처리에 대한 특성 온도와 상응하는 반응물 변환 스케일은 하기와 같이 주어진다.

35%의 변환을 갖는 증기 연료 변환 처리(j)는 다음 특성 온도를 갖는다 : 증기 가열 온도 1450K, 혼합된 후에 증기-연료 수증기 혼합물의 온도 890K, 처리 후에 생산물 온도 620K.

65% 변환을 갖는 증기 연료 변환 처리(j)는 다음 특성 온도를 갖는다 : 증기 가열 온도 2180K, 혼합된 후에 증기-연료 수증기 혼합물의 온도 1150K, 처리 후에생산물 온도 665K.

99% 변환을 갖는 증기 연료 변환 처리(j)는 다음 특성 온도를 갖는다 : 증기 가열 온도 3750K(물 분자 분해 과정을 고려 안함), 혼합된 후에 증기-연료 수증기 혼합물의 온도 1560K, 처리 후에 생산물 온도 800K.

65% 변환(물-공기의 질량 비율2:5)을 갖는 증기-산소 연료 변환 처리(j)는 다음 특성 온도를 갖는다 : 수증기-공기 혼합물 가열 온도 1390K, 혼합된 후에 증반응물 온도 890K, 처리 후에 생산물 온도 650K.

100% 변환(연료-공기 몰 비율 1:3.46)을 갖는 부분 연료 산화 처리(1)는 다음과 같은 특성 온도를 갖는다 : 수증기-공기 혼합물의 가열 온도 1110K, 혼합된 후에 반응물 온도 896K, 처리 후에 생산물 온도 1611K.

3. 상기 처리들의 특성 및 수행

제안된 장치는 화석 연료가 시뮬레이트된 연료 처리의 부분 산화뿐만 아니라 고농도 수소 가스에서의 연료 수증기 그리고 증기-산소, 증기와 완전 변환 처리를 수행할 수 있다.

3.1 상기 반응으로 묘사된 증기 연료 변환 처리 :

C_mH_n+ H₂O =mCO + (n/2 + m)H₂(j)

장치에서 실제 구현되는 것은 도 13에 도식적으로 도시되어 있다.

증기는 가열기로 보내지고, 다음에 혼합 챔버의 첫 번째 입구로 보내지며, 연료는 혼합 챔버의 두 번째 및 세 번째 입구로 보내진다. 선택된 영역에 따라 두번째 및 세 번째 혼합기 입구 비율은 0에서 1 사이가 될 수 있고, 일반적인 증기/연료 질량비는 6에서 14 사이에서 변할 수 있다.

도 14에 도시된 바와 같이, 반응기 출구와 나란히 연결된 아크 플라즈마트론으로부터 나오는 열을 이용하는 회복 열 교환기는 가열기로 사용될 수 있다. 가열기 출구에서 증기 연료 변환 처리에 필요한 증기 온도는 1400-3000K 사이이고, 반응기 입구에서의 반응물 온도는 900-1500K 사이이다.

플라즈마 촉매 증기 변환 처리에 대한 전체 에너지 균형은 반응물을 증발시키고(J_VAPOR), 반응물을 가열하기 위해 소비되는 에너지 그리고 화학 처리로 구성된다. 반응기 출구에서의 생산물 합성(반응물 변형 스케일 "a") 및 생산물에 의해 소비되는 에너지 "A"(고농도 합성 가스)는 첫째로 공급된 에너지 J_SUM=J_PLASMA+ J_HEAT+ J_VAPOR에 의존한다. 이러한 관계는 다음 표에 나타나 있다. (에너지 공급 J_SUM은 동력과 액체 반응물의 무게 비로 나타난다)

JSUM, kJ(kg)	a, %	A, eV.mol
12000	96	0.14
9170	77.5	0.19
8000	67	0.19
5170	49	0.28
4290	20	0.31

증기-산소(증기-공기) 변환 처리에서, 주어진 연료(x) 및 산소(y)의 양에 대해서,

xC_mH_n+yO₂+3.73yN₂+(mx-2y)H₂O=mxCO+0.5(nx+2m-4y)H₂+3.73yN₂(k)

도 15에 도시된 바와 같이, 증기는 공지와 혼합되어 가열기로 들어가고, 연료는 0.5-2 정도로 입구(2,3)로 보내진다. 가열 출구의 온도는 500-600k이며 반응기 입구에서 800-1500°K이다. 증기/공기 및 증기/연료 질량 비율은 각각 0.3-2와 3-7 내에 있다.

반응물이 고농도 합성 가스로 변하는 정도는 연료에 대한 공기의 질량비 "g" 뿐만 아니라 시스템에 공급되는 에너지(J_SUM)(p3.1 참조)에 의존한다. 주요 양적 특성이 다음 표에 주어졌다.

g, %	J_SUM, kJ/kg	a, %
25	7300	100
25	3400	65
42	4500	100
42	1500	69
64	1500	100
64	850	95

연료의 부분 산화 처리에서,

C_mH_n+m/2(O₂+79/21N₂)=mCO+n/2H₂+m/2 79/21N₂

도 16에 도시된 바와 같이, 공기는 가열기로 들어가고, 연료는 8-12의 반응기 입구에서 공기/연료 질량비가 0.5-2비율로 혼합 챔버의 두 번째 및 세 번째 입구로 들어간다.

가열기 출구에서 연료의 부분산화를 수행하기 위해 필요한 온도는 500-600°K 범위이고, 반응기 입구에서의 온도는 900-1100°K사이이다.

상기 처리에 대한 작동 온도를 유지하기 위해서 에너지(J_SUM)는 1000-1500kJ/kg 사이로 공급되어야 하며, 반응물 변형 정도는 100% 다다른다.

Claims

화석 연료를 고농도 가스로 변환하는 플라즈마 변환기는,

가열기, 혼합 챔버, 반응기와 이것들이 나란히 연결된 것, 반응기에 대한 MCW 에너지원으로 구성되는데, 반응기의 대기압에서 유사-코로나 임펄스 주기 MCW 방출을 사용하여, 마이크로파(X, S 밴드)의 센티미터 혹은 데시미터 범위에서 100 대 1000의 펄스 기간에 대한 펄스 주기 비율과 0.1에서1 마이크로초의 펄스 기간을 갖는 임펄스를 발생시키며, MCE 공명기에 삽입된 한 쌍의 금속핀으로 개시되고, MCW 공명기의 파장은 MCW 복사 파장에 약 몇 개이며, 금속 핀은 최대 전기장 영역의 공명기에 배열되고, 혼합 챔버는 가열기에 연결된 입구로 구성될 뿐만 아니라 혼합 챔버의 다양한 영역에서 반응물 공급에 대한 두 번째 및 세 번째 입구로 구성되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 1 항에 있어서, 연료 처리의 증기 변환을 수행하기 위해서, 증기는 가열기로 공급되고, 두 번째 및 세 번째 챔버 입구에서 연료는 0 대 1의 Q₁/Q₂비율로 공급되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 가열기는 발생된 고농도 가스의 열회복을 하는 열 교환기와 열 교환기에 나란히 연결된 아크 플라즈마트론 같은 구성을 하는 것을 특징으로하는 장치.
제 2 항에 있어서, 증기 대 연료 질량 비율은 6 대 14 범위 내에서 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 가열기 출구에서의 증기 온도는 약 1400-3000k이고, 반응기에서의 반응물의 온도는 900-1500K인 것을 특징으로 하는 장치.
제 1 항에 있어서, 연료의 증기-공기 변환 처리를 수행하기 위해서 공기와 혼합된 증기는 혼합 챔버에 공급되고, 혼합 챔버의 두 번째 및 세 번째 입구는 0.5 대 2 범위 내에서 Q₂/Q₃비율로 연료 공급되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 가열기 출구로써 반응물 온도는 약 500-600k이고 반응기 입구는 800-1500K인 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 반응기 입구에서 증기/공기 그리고 증기/연료의 질량비는 각각 0.3-2와 3-7 범위 내에서 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 연료의 부분 산화를 수행하기 위해서 공기는 혼합 챔버의첫 번째 입구로 공급되고, 연료는 0.5 대 2의 Q₂/Q₃비율로 혼합 챔버의 두 번째 및 세 번째 입구로 들어가는 것을 특징으로 하는 장치.
제 9 항에 있어서, 가열기 출구에서 반응물의 온도는 500-600K이고, 반응물 입구에서는 800-1500K인 것을 특징으로 하는 장치.
제 9 항에 있어서, 반응기 입구에서의 공기/연료 질량비는 8-12인 것을 특징으로 하는 장치.
제 6 항 및 제 9 항에 있어서, 가열기는 열회복을 갖는 열 교환기 같은 구조로 되어 있고, 반응기에서 발생되는 고농도 가스로부터 나오는 열을 사용하는 것을 특징으로 하는 장치.
제 2 항에 있어서, 반응물 Q의 총 유동율과 MCW 평균 비출력은 W/Q=0.2-0.4kW*hour/㎥의 관계로부터 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
제 6 항 및 제 9 항에 있어서, 반응물 Q의 총 유동율 및 W의 평균값은 W/Q=0.05-0.15kW*hour/㎥의 관계로부터 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.