KR20220126857A - 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법 - Google Patents

천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법 Download PDF

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Abstract

본 발명은 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법에 관한 것으로서, 각 발전소마다 다르게 되어 있는 탈질설비의 제어방식을 표준화시켜 암모니아수 유량과 배기 재순환팬의 속도를 최적으로 제어할 수 있도록 하는 데 그 목적이 있다.
이를 위하여 본 발명은, 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 배기가스에서 질소산화물을 제거하는 탈질설비 제어방법에 있어서, (a) 열회수 보일러(20)로 유입되는 배기가스의 질소산화물을 측정하는 단계(S10), (b) 가스터빈(10) 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 단계(S20), (c) 열회수 보일러 굴뚝의 질소산화물 배출량을 제어하는 단계(S30), (d) 열회수 보일러(20)에 공급되는 암모니아수 유량을 제어하는 단계(S40), (e) 열회수 보일러(20) 내부의 배기가스를 기화기(50)로 공급하는 가스 재순환팬(40)의 속도를 제어하는 단계(S50)를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법{NOx REDUCTION FACILITY CONTROL METHOD OF GAS TURBINE COMBINED CYCLE POWER PLANT USING NATURAL GAS}
본 발명은 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는, 각 발전소마다 다르게 되어 있는 탈질설비의 제어방식을 표준화함으로써, 가스터빈의 부하 및 운전조건에 따라 기화기로 공급되는 암모니아수의 유량과 가스 재순환팬의 속도를 최적으로 제어하여, 배기가스 중의 질소산화물을 효율적으로 제거할 수 있도록 한 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법에 관한 것이다.
일반적인 가스터빈 발전 시스템은, 압축기, 가스터빈, 열회수 보일러, 가스 재순환 팬, 기화기, 발전기 등을 포함하여 구성된다.
도 1은 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 구성을 개략적으로 도시한 것이다.
상기 압축기는 공기를 압축하여 가스터빈(10)에 공급하고, 상기 가스터빈(10)은 천연가스를 연소시켜 고온의 배기가스(Hot Exhaust Gas)를 배출한다.
상기 열회수 보일러(20)는, 가스터빈에서 배출되는 고온의 배기가스가 가지고 있는 열에너지를 회수하며, 그 내부에는 촉매(21)가 구비된다.
상기 촉매(21)는, 상기 가스터빈(10)에서 배출되는 고온의 배기가스 중 질소산화물을 기화된 저농도 암모니아 가스와의 환원작용에 의하여 제거한다. 상기 촉매로는 바나듐 또는 이산화티타늄계가 많이 사용된다.
암모니아수 유량제어밸브(30)는, 배기가스에 존재하는 질소산화물 제거를 위하여 제어신호에 따라 저농도 암모니아수 유량을 조절한다.
상기 가스 재순환팬(40)은, 암모니아수 기화용 공기를 공급하기 위한 송풍기로서, 저부하에서는 도 1의 점선에서, 고부하에서는 실선에서 배기가스를 흡입하여 기화기(50)내로 공급한다.
상기 기화기(50)는, 저농도 암모니아수를 기화시키는 장치로서, 가스 재순환팬(40)에서 공급되는 고온의 배기가스를 이용하여 암모니아수를 기화시킨다.
암모니아수는 유량제어밸브(30)에 의해 제어되어 분사 노즐(51)을 통해 기화기(50) 내부로 공급되고, 공기는 공기조절밸브(60)를 통해 기화기(50) 내부로 공급된다.
상기한 구조의 가스터빈을 운전하게 되면, 가스터빈의 외부로부터 공급되는 다량의 공기가 가스터빈 내의 연소실로 유입되어 연료인 천연가스(NG: Natural Gas)와 함께 고온으로 연소된다.
이 과정에서 공기 중의 질소와 산소가 고온에서 반응하여 질소산화물이 생성되는데, 이렇게 생성되는 질소산화물은 대기환경을 오염시키게 된다.
상기 질소산화물에는 NO, NO2, NO3, N2O, N2O3, 등이 존재하며, 대기 중에서는 NO, N2O, NO2 등이 검출된다.
이중에서 NO나 NO2는 독성이 있고 대기 중에서 광화학 반응을 일으키지만, N2O는 독성이 없고 광화학 반응과 무관하기 때문에 대기오염물질로 간주하지 않는다.
따라서 통상 질소산화물이라 함은 NO와 NO2를 의미하며, 이를 NOx로 표기한다.
상기 질소산화물을 제거하기 위한 탈질 방식으로는, 연소 전 탈질방식, 연소 조건 개선방식, 연소 후 탈질방식으로 구분할 수 있다.
상기 연소 후 탈질방식에는, 촉매 분해법, 흡착, 복사, 선택적 무촉매환원(SNCR: Selective Non-Catalytic Reduction), 비선택적 촉매환원(NSCR: Non-Selective Catalytic Reduction), 선택적 촉매환원(SCR: Selective Catalytic Reduction) 등이 있다.
이중 가장 효과적인 것은, 선택적 촉매환원(SCR) 방식으로 알려져 있다.
상기한 선택적 촉매환원방식(이하 간단히 'SCR 방식'이라 한다)은, NOx가 함유된 배기가스에 암모니아 등의 환원제를 분사하여, 촉매에서 NOx를 질소(N2)로 환원시키는 방식이다.
상기 SCR 방식은, 다른 방식에 비하여 설비비와 운전비가 저렴하고, 암모니아 공급기와 반응기만 있으면 되므로 구조가 간단하며, 90% 이상의 높은 처리율을 얻을 수 있고, 폐수 등의 부산물이 없다는 장점이 있다.
그러나 SCR 방식은, 배기가스 성분에 대한 촉매의 내구성이 문제가 되고, 또한 300~400℃의 비교적 높은 온도에서 반응하기 때문에 300℃ 이하의 저온 영역에서는 활성이 낮다는 단점이 있다.
상기 환원제로는, 무수암모니아, 암모니아 수용액, 요소 등이 사용된다.
상기 촉매가 구비된 SCR 반응기 입구에 암모니아, 요소 등의 환원제를 분사시키면, 질소산화물은 촉매층을 통과하면서 환원제와 반응하여 질소(N2)와 수증기(H2O)로 변하게 된다.
이하 도 2 내지 도 6을 참고하여, 종래의 탈질설비에서 암모니아수 유량을 제어하는 방식을 설명한다.
먼저 도 2에 도시된 종래의 암모니아수 유량 제어방식은, 질소산화물 제어기 출력값(%값)을 암모니아수 유량(Ton/hr)으로 변환한다.
그런데 상기한 방식은, 질소산화물 편차(ppm)에 대한 %값으로 표시되는 제어기 출력값을 저농도 암모니아수 유량(Ton/hr)으로 변환하기 위한 상수처리 과정이 없고, 저농도 암모니아수 유량 제어기가 없다.
또한 신호발생기 f(x)2를 사용하여 발전기 출력별로 설정된 암모니아수 유량을 제어기 출력값만큼 비율 처리한 후, 다시 5%를 곱하여 아주 좁은 범위로 암모니아수 유량을 제어하고 있다.
이에 따라 가스터빈 출력 변동시마다 밸브 응동량이 아주 작아, 유량제어밸브 동작을 위하여 제어기의 연산이 많아지고, 설비의 수명이 단축된다는 단점이 있다.
즉 상기한 방식에서는, 질소산화물 편차(ppm)에 대한 %값을 ppm(0 ~ 질소산화물 배출 설정값)으로 환산한 후, 암모니아수 농도비(무수 암모니아수/저농도 암모니아수)를 적용하여야, 지정된 농도의 암모니아수 유량제어밸브 동작신호로 사용할 수가 있다.
또한 상기한 종래의 방식은, 질소산화물 제어기 저농도 암모니아수 선행신호와 관련하여, 발전기 출력별 배기가스 중, 총 질소산화물 함량 산출, 질소산화물 제거 요구량 및 이에 따른 저농도 암모니아수 산출 과정이 없다.
이에 따라 암모니아수 유량제어밸브 동작 요구값의 정확성이 떨어진다는 단점이 있다.
또한 열회수 보일러로 유입되는 가스터빈 배기가스 온도별로 저농도 암모니아수 유량의 상관관계를 반영하지 않았다는 단점이 있다.
또한 상기한 종래의 방식은, 발전기 출력별로 필요한 저농도 암모니아수 선행 제어값이 고정되어 있으므로, 연료의 성상 변화, 대기온도 변화 또는 연소기 성능 저하에 따른 가스터빈 배기가스 유량과 질소산화물 양이 변경될 때, 적정한 농도의 암모니아수 유량 선행신호 보정이 이루어지지 않는다는 문제가 있다.
이에 따라 발전기 출력별 저농도 암모니아수 선행 제어값 보정회로를 구성하여, 밸브의 움직임을 최소화하고 계통 안정화 시간을 단축시켜야만 한다.
그리고 도 3에 도시된 종래의 암모니아수 유량 제어방식은, 발전기 출력별 질소산화물 제거에 필요한 암모니아수 유량을 미리 계산하여 저농도 암모니아수 유량을 직접 제어한다.
그런데 상기한 제어방식은, 대기온도 변화, 연료성상 변화 및 가스터빈 연소기 성능 저하에 따른 출력별 질소산화물 함유량 변화를 보정하지 못하므로, 정확한 암모니수 유량제어가 어렵다는 문제가 있다.
또한 부하변동 시 촉매 화학반응에 의한 시간지연 때문에, 질소산화물 제거성능에 악영향을 준다는 문제가 있다.
특히 배출되는 질소산화물을 직접 제어하는 기능이 없으므로, 배출량 제한값(설정값)을 변경할 경우, 적정 암모니아수 분사량 산출을 위한 시험을 각 발전기별로 다시 실시하여야 한다는 문제가 있다.
그리고 도 4에 도시된 종래의 암모니아수 유량 제어방식은, 도 2와 같이 질소산화물 배출량 또는 암모니아 슬립(Slip) 배출량 편차를 이용하여 저농도 암모니아수 유량을 제어하는 방식이다.
이에 따라, 가스터빈의 부하, 운전조건 및 기기성능 변화 시, 신속한 암모니아수 유량 변경이 불가능하다는 문제가 있다.
또한 부하변동 시, 변동 초기의 저농도 암모니아수 기화에서 환원공정에 소요되는 시간이 길기 때문에, 공정시간 지연에 의한 암모니아수 유량의 과도 제어 현상이 발생하게 된다는 문제가 있다.
그리고 도 5에 도시된 종래의 암모니아수 유량 제어방식은, 1차 제어기 출력값 단위 환산시, 제어기 출력값 단위가 질소산화물 편차(ppm)에 대한 %값이므로, 이 %값을 저농도 암모니아수 유량(Ton/hr)으로 변환하기 위한 과정이 필요하다.
이로써 선행신호 단위와 제어기 출력 단위가 상이하여, 제어기가 비정상적으로 작동할 수 있다는 문제가 있다.
또한 2차 제어기 선행신호의 부재로 인해 부하변동 시 적정 암모니아수의 신속한 분사가 불가능하므로, 변동 초기 과도 제어 현상이 발생하고, 안정화에 시간이 많이 소요되는 문제가 있다.
또한 일정부하에서 대기온도 변화에 따른 연소조건 변화나 주파수 추종운전에 따른 적은 부하변동에도 과도하게 반응하게 된다.
이에 따라 전체 반응시간이 지연되고, 탈질반응에 이용되지 못한 환원제가 유출되는 암모니아 슬립(Slip) 현상이 발생할 가능성이 높아지게 된다.
그리고 도 6에 도시된 종래의 암모니아수 유량 제어방식은, 부하별 암모니아수 요구량을 선행 신호로 한 질소산화물 배출량 제어기 출력신호와, 부하별 열회수 보일러로 유입되는 질소산화물을 제거하는데 필요한 암모니아수 유량제어기 출력신호 중, 적은 것을 선택하여 암모니아수 유량제어밸브를 동작시킨다.
상기한 방식 역시, 질소산화물 배출량 제어기 출력값 단위가 질소산화물 편차(ppm)에 대한 %값이므로, 이 %값을 암모니아수 유량(Ton/hr)으로 변환하기 위한 과정이 필요하다.
이로써 단위 불일치로 인해, 제어기가 비정상적으로 동작할 가능성이 있다는 문제가 있다.
또한 암모니아수 유량 제어기 출력값 단위도 %값이기 때문에, 유량(Ton/hr)으로 변환하기 위한 과정이 필요하다.
또한 부하 변동 시 두 제어기 중 하나만 동작하기 때문에, 질소산화물 배출량 제어기의 경우, 암모니아수 유량제어 기능이 없어 질소산화물 배출제어 공정 중 촉매 화학작용에 의한 시간지연이 발생하여 목표값 추종이 늦어지게 된다는 문제가있다.
또한 암모니아수 유량 제어기의 경우, 최소신호 선택기에 의해 유량제어밸브 신호가 바뀔 때마다 과도한 응답특성을 보이는 경우가 많고, 질소산화물 제어기 출력의 제한 및 그 신호값을 추종하는 기능이 없어서, 정상범위에 도달할 때까지 과도 동작을 지속하게 된다.
이로써 정확한 암모니아수 유량제어가 어렵게 되고, 유량 안정화 시간이 길어지게 된다는 문제가 있다.
또한 종래의 탈질설비 제어방식은, 각 발전소마다 제어방식이 다르다는 문제점이 지적되고 있다.
한국 공개특허 제10-2014-010794호(2014. 08. 25. 공개) 한국 공개특허 제10-2013-0134811호(2013. 12. 10. 공개) 한국 공개특허 제10-2010-0063387호(2010. 06. 11. 공개)
본 발명은 상기한 종래기술의 문제점을 해결하기 위한 것으로서, 각 발전소마다 다르게 되어 있는 탈질설비의 제어방식을 표준화시키는 데 그 목적이 있다.
본 발명의 다른 목적은, 기화기로 공급되는 암모니아수 유량 제어방식을 표준화함으로써 가스터빈의 부하 및 운전조건에 따라 암모니아수의 유량을 적절히 제어할 수 있도록 하는 데 있다.
본 발명의 또 다른 목적은, 정확한 암모니아수의 유량제어에 의해 질소산화물의 제거효율을 향상시키는 데 있다.
본 발명의 또 다른 목적은, 선행신호 단위와 제어기 출력 단위가 상이하여 제어기가 비정상적으로 작동하는 것을 방지하는 데 있다.
본 발명의 또 다른 목적은, 암모니아수의 유량 안정화 시간을 단축하는 데 있다.
상기한 목적을 달성하기 위하여 본 발명은, 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 배기가스에서 질소산화물을 제거하는 탈질설비 제어방법에 있어서, (a) 열회수 보일러로 유입되는 배기가스의 질소산화물을 측정하는 단계(S10), (b) 가스터빈 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 단계(S20), (c) 열회수 보일러 굴뚝의 질소산화물 배출량을 제어하는 단계(S30), (d) 열회수 보일러에 공급되는 암모니아수 유량을 제어하는 단계(S40), (e) 열회수 보일러 내부의 배기가스를 기화기로 공급하는 가스 재순환팬의 속도를 제어하는 단계(S50)를 포함하는 것을 특징으로 한다.
또한 상기 S20 단계는, (f) 가스터빈 출력별 배기가스 질량유량을 확보하는 단계(S21), (g) 가스터빈 부하별 수분자료를 이용하여 건식질량유량을 계산하는 단계(S22), (h) 건식체적유량을 계산하는 단계(S23)를 포함하는 것을 특징으로 한다.
또한 상기 S30 단계는, (i) 제어기 편차제어 출력신호(%)를 ppm 단위로 변환하는 단계(S31), (j) 배기가스 중 질소산화물 농도 보정상수를 계산하는 단계(S32), (k) 건식 배기가스 유량을 적용하여 총 편차 제거량을 계산하는 단계(S33), (l) 질소산화물 편차 제거에 필요한 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 상수 C(체적비, Volume Ratio)를 계산하는 단계(S34), (m) 25% 암모니아수 유량 설정값 확정을 위한 선행신호 유량을 합산하는 단계(S35)를 포함하는 것을 특징으로 한다.
또한 상기 S40 단계는, (n) 제어기 출력신호(%)에 선행신호를 합산하는 단계(S41), (o) 선행신호에 밸브 유량곡선을 이용하여 25% 암모니아수 유량에 해당하는 개도를 반영하는 단계(S42)를 포함하는 것을 특징으로 한다.
또한 상기 S50 단계는, (p) 가스터빈 출력별 25% 암모니아수 기화에 필요한 가스 재순환 유량을 설정하는 단계(S51), (q) 열회수 보일러로 유입되는 배기가스 온도를 절대온도 비율로 계산하여 가스 재순환 유량값을 보정하는 단계(S52), (r) 보정된 가스 재순환 유량에 해당하느 재순환팬 전동기 속도 설정값을 설정하는 단계(S53), (s) 실제 전동기 속도를 측정하여 전동기의 속도를 제어하는 단계(S54)를 포함하는 것을 특징으로 한다.
본 발명에 의하면, 각 발전소마다 다르게 되어 있는 탈질설비의 제어방식을 표준화함으로써, 가스터빈의 부하 및 운전조건에 따라 기화기로 공급되는 암모니아수의 유량 및 가스 재순환팬의 속도를 최적으로 제어할 수 있다.
이로써 배기가스에 포함되어 있는 질소산화물의 제거효율을 향상시킬 수 있는 효과가 있다.
또한 선행신호 단위와 제어기 출력 단위가 상이하여 제어기가 비정상적으로 작동하는 것을 방지할 수 있는 효과가 있다.
또한 암모니아수의 유량 안정화 시간을 단축할 수 있는 효과가 있다.
또한 가스터빈의 부하 및 운전조건의 변동시에, 신속하게 암모니아수의 유량을 변경할 수 있는 효과가 있다.
또한 가스터빈의 부하 변동 초기에 암모니아수의 유량 과도 제어 현상을 방지할 수 있는 효과가 있다.
도 1은 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 개략적인 구성도.
도 2 내지 6은 종래기술에 따른 암모니아수 유량 제어방식을 나타낸 도면.
도 7은 본 발명에 따른 탈질설비 제어방법을 나타낸 도면.
도 8은 본 발명에 따른 가스터빈 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 과정을 나타낸 도면.
도 9는 본 발명에 따른 질소산화물 배출량 제어과정을 나타낸 도면.
도 10은 본 발명에 따른 암모니아수 유량 제어과정을 나타낸 도면.
도 11은 본 발명에 따른 가스 재순환팬의 속도 제어과정을 설명하기 위한 도면.
도 12는 본 발명에 따른 열회수 보일러에 유입되는 배기가스의 질소산화물 농도, 산소 농도 및 수분함량 측정방법을 설명하기 위한 도면.
도 13은 본 발명에 따른 가스터빈 출력별 연소가스 배출량 계산과정을 설명하기 위한 도면.
도 14는 본 발명에 따른 1차 제어 및 선행제어신호에 의해 질소산화물 배출량을 제어하는 과정을 설명하기 위한 도면.
도 15는 본 발명에 따른 1차 제어에 사용되는 선행제어신호 계산과정을 설명하기 위한 도면.
도 16은 본 발명에 따른 2차 제어 및 선행제어신호에 의해 암모니아수 유량 제어과정을 설명하기 위한 도면.
도 17은 본 발명에 따른 가스 재순환팬의 속도 제어과정을 설명하기 위한 도면.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 바람직한 실시예를 상세히 설명한다.
본 발명에 따른 탈질설비 제어방법은, 도 7에 도시된 바와 같이, 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 배기가스에서 질소산화물을 제거하는 탈질설비 제어방법에 있어서, (a) 열회수 보일러(20)로 유입되는 배기가스의 질소산화물을 측정하는 단계(S10), (b) 가스터빈(10) 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 단계(S20), (c) 열회수 보일러 굴뚝(Stack)의 질소산화물 배출량을 제어하는 단계(S30), (d) 열회수 보일러(20)에 공급되는 암모니아수 유량을 제어하는 단계(S40), (e) 열회수 보일러(20) 내부의 배기가스를 기화기(50)로 공급하는 가스 재순환팬(40)의 속도를 제어하는 단계(S50)를 포함하여 이루어진다.
또한 상기 S20 단계는, 도 8에 도시된 바와 같이, (f) 가스터빈 출력별 배기가스 질량유량을 확보하는 단계(S21), (g) 가스터빈 부하별 수분자료를 이용하여 건식질량유량을 계산하는 단계(S22), (h) 건식체적유량을 계산하는 단계(S23)를 포함하여 구성된다.
또한 상기 S30 단계는, 도 9에 도시된 바와 같이, (i) 제어기 편차제어 출력신호(%)를 ppm 단위로 변환하는 단계(S31), (j) 배기가스 중 질소산화물 농도 보정상수를 계산하는 단계(S32), (k) 건식 배기가스 유량을 적용하여 총 편차 제거량을 계산하는 단계(S33), (l) 질소산화물 편차 제거에 필요한 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 상수 C를 계산하는 단계(S34), (m) 25% 암모니아수 유량 설정값 확정을 위한 선행신호 유량을 합산하는 단계(S35)를 포함하여 구성된다.
또한 상기 S40 단계는, 도 10에 도시된 바와 같이, (n) 제어기 출력신호(%)에 선행신호를 합산하는 단계(S41), (o) 선행신호에 밸브 유량곡선을 이용하여 25% 암모니아수 유량에 해당하는 개도를 반영하는 단계(S42)를 포함하여 구성된다.
또한 상기 S50 단계는, 도 11에 도시된 바와 같이, (p) 가스터빈 출력별 25% 암모니아수 기화에 필요한 가스 재순환 유량을 설정하는 단계(S51), (q) 열회수 보일러로 유입되는 배기가스 온도를 절대온도 비율로 계산하여 가스 재순환 유량값을 보정하는 단계(S52), (r) 보정된 가스 재순환 유량에 해당하느 재순환팬 전동기 속도 설정값을 설정하는 단계(S53), (s) 실제 전동기 속도를 측정하여 전동기의 속도를 제어하는 단계(S54)를 포함하여 구성된다.
이하 본 발명의 신호발생기(Function Generator)에서 사용하는 각 인자들에 대하여 설명한다.
먼저 함수 f(x)1은, 가스터빈 배기가스 질량유량(kg/hr, 습식기준)을 생성하며, 질소산화물 제어기 선행제어신호(예컨대 25% 암모니아수 필요 유량) 계산 및 암모니아수 유량제어기 선행제어신호를 산출하기 위해 사용된다.
가스터빈 발전기 출력(5단계 - 0, 25, 50, 75, 100%)을 입력하면, 신호발생기는 습식기준 배기가스 질량유량(kg/hr)을 출력한다.
여기서 상기 배기가스 질량유량은 건설 준공성능시험 또는 제작사 설계자료를 사용한다.
함수 f(x)2는, 열회수 보일러로 유입되는 가스터빈 배기가스 질소산화물 농도(ppm)를 나타내며, 가스터빈 배기가스 중 제거할 총 질소산화물의 체적을 계산하기 위해 사용된다.
가스터빈 발전기 출력(5단계 - 0, 25, 50, 75, 100%)을 입력하면, 체적기준 질소산화물 농도(ppm, 건설 준공성능시험 또는 제작사 설계기준)가 출력된다.
여기서 NOx 측정 계측기가 설치되어 있는 경우에는 계측기값을 직접 적용할 수도 있다.
함수 f(x)3은, 질소산화물 제어기 출력을 단위변환 하여, 25% 암모니아수 필요유량 설정을 위한 질소산화물 농도 편차 한계, 즉 편차 제어범위를 설정하기 위해 사용된다.
질소산화물 제어기 출력(-100 ~ +100%)을 입력하면, 질소산화물 배출 설정값, 최대, 최소 한계가 ppm으로 출력되며, 필요에 따라 출력범위를 최대, 최소 범위 내에서 조정할 수 있다.
함수 f(x)4는, 25% 암모니아수 유량제어기의 선행제어신호를 나타내며, 25% 암모니아수 필요유량 신호에 해당하는 밸브 개도를 설정하기 위해 사용된다.
25% 암모니아수 필요유량(kg/hr)을 입력하면, 해당 유량별 밸브 개도(%)가 출력된다.
함수 f(x)5는, 가스 재순환 송풍기 속도제어 설정값을 나타내며, 실제 배기가스 온도에 맞는 가스 재순환팬 회전수의 설정값을 산출하기 위한 것이다.
기준 루베 재순환가스 설정값(Nm3/hr)에 절대온도 기준 배기가스 온도비를 곱하여 실제 루베 재순환가스 건식유량(Am3/hr)을 입력하면, 실제 루베 재순환가스 건식유량(Am3/hr)에 해당하는 재순환팬의 회전속도(rpm)가 출력된다.
함수 f(x)6은 배기가스 중 습식기준 O2%를 나타내고, f(x)7 은 H2O% 를 나타내며, 이들은 건식 O2%를 계산하기 위해 사용된다.
가스터빈 발전기 출력(5단계 - 0, 25, 50, 75, 100%)를 입력하면, 건설 준공성능시험 또는 제작사 설계자료를 기준으로 한 O2% 및 H2O% 신호를 출력한다.
여기서 O2% 및 H2O% 측정 계측기가 설치되어 있는 경우에는 계측기값을 직접 적용할 수도 있다.
함수 f(x)8은, 재순환 가스 유량 (Nm3/hr, 건식기준)을 나타내는 것으로, 가스 재순환팬의 속도제어 설정값을 계산하기 위해 사용된다.
가스터빈 발전기 출력(5단계 - 0, 25, 50, 75, 100%)을 입력하면, 가스터빈 출력별로 필요한 25% 암모니아수의 기화에 필요한 열량(Total heat duty)을 산출한 후, 지정된 온도의 배기가스 비열과 기화기내 온도변화를 이용하여 필요한 가스 체적유량(Nm3/hr)을 아래의 [수학식 1]로 계산하여 출력한다.
Figure pat00001
그리고 본 발명의 제어로직에 사용되는 기타 상수로는, O2 Ratio, Ammonia Molar Ratio, Volume Ratio(상수 C)가 있는데, 이들은 아래의 [수학식 2] 내지 [수학식 4]와 같이 정의된다.
Figure pat00002
Figure pat00003
Figure pat00004
여기서 1 및 8/6은 열회수 보일러 탈질 방식에서 적용한 화학식에 의하여 변경될 수 있으며, 본 발명에서 적용한 화학식은 아래와 같다.
Figure pat00005
Figure pat00006
상기 [수학식 4]에서 0.25는 25% 암모니아수 농도에 대한 것으로, 암모니아수 농도는 필요에 따라 변경될 수도 있다.
다음으로 열회수 보일러(HRSG: Heat Recovery Steam Generator)(20)로 유입되는 배기가스의 질소산화물을 측정하는 과정을 설명한다.
질소산화물 계측기가 있을 경우에는 ppm 단위로 실시간 측정하고, 계측기가 비정상 동작할 경우에는 함수 신호발생기 f(x)2 기능으로 전환시킨다.
질소산화물 계측기가 없을 경우에는, 가스터빈 출력별 질소산화물 변환 값 f(x)2를 적용한다. 이때 건설 준공 후 성능시험자료를 활용하고, 해당 자료가 없으면 제작사가 공급한 설계자료를 적용한다.
이 기능은 산소농도 및 수분함량을 측정하는 과정에도 동일하게 적용한다.
다음으로 도 8을 참고하여, 가스터빈 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 과정을 설명한다.
이는 함수 신호발생기 f(x)1 출력값을 이용하며, 건식기준 시간당 체적유량(Nm3/Hr)을 산출하고, 질소산화물 배출제어기 선행제어신호를 산출하며, 25% 암모니아수 유량제어 밸브 선행제어신호를 산출하는데 사용한다.
이를 좀더 구체적으로 설명하면, 먼저 건설 성능시험 또는 제작사 설계자료를 이용하여 가스터빈 출력(0, 25%, 50%, 75%, 100%)별 배기가스 질량유량(Flow rate, Kg/Hr, Wet Base)을 확보한다.
이어서 가스터빈 부하별 수분(H2O Wet, 배기가스 중 측정 또는 제작사 설계)자료를 이용하여, 건식질량유량을 다음의 [수학식 5]에 의해 계산한다.
Figure pat00007
이어서 건식체적유량을 다음의 [수학식 6]에 의해 계산한다.
Figure pat00008
다음으로 도 14를 참고하여 열회수 보일러 굴뚝에서 배출되는 질소산화물의 배출량을 제어하는 과정을 설명한다.
상기 질소산화물 배출량 제어는, 열회수 보일러 굴뚝의 질소산화물(NOx) 배출량을 설정값(SP: Set Point)이내로 유지하기 위한 25% 암모니아수 유량값을 설정하기 위한 것이다.
이를 좀더 구체적으로 설명하면, 먼저 함수 f(x)3에 의해 제어기 편차제어 출력신호(%)를 ppm 단위로 변환하고(범위: ±100% → ±SP ppm), 이어서 배기가스 중 O2 농도와 NO/NO2 몰 비율에 따른 NOx 농도 보정상수를 계산한다.
이때 O2는 15%, NO는 90%, NO2는 10%를 기준으로 하고, O2 dry 및 질소산화물 O2 보정농도 상수는 아래의 [수학식 7]에 의해 계산한다.
Figure pat00009
질소산화물 O2 보정농도 = [수학식 2]의 O2 Ratio × [수학식 3]의 Ammonia Molar Ratio
이어서 건식 배기가스 유량을 적용하여 총 편차 제거량을 계산하고, 질소산화물 편차 제거에 필요한 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 상수 C를 상기한 [수학식 4]에 의해 계산한다.
이어서 총 25% 암모니아수 유량 설정값 확정을 위한 선행 유량신호를 합산한다.
다음으로 도 15를 참조하여, 25% 암모니아수 선행 유량신호 계산과정을 설명한다.
함수 f(x)2에서 생산하는 열회수 보일러 입구 질소산화물 농도와 질소산화물 설정값에 의해, 발전기 출력별로 제거해야 할 질소산화물 농도(ppm)를 계산한다.
이어서 열회수 보일러 출구에서 허용하는 건식기준 암모니아 슬립(Slip) 농도에 [수학식 2]의 O2 Ratio를 적용한 후, 발전기 출력별로 제거해야 할 질소산화물 농도(ppm)를 합산하여 암모니아 보정농도(ppm)를 계산한다.
이어서 암모니아 보정농도에 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 Volume Ratio 상수 C를 상기한 [수학식 4]에 의해 계산하여 25% 암모니아수 선행 유량신호를 계산한다.
다음으로 도 16을 참조하여, 25% 암모니아수 유량 제어 과정을 설명한다.
함수 f(x)4는 1차 제어기가 요구하는 유량을 제어하기 위한 것으로, 먼저 제어기 출력신호(%)에 선행신호를 합산하고, 선행신호는 밸브 유량곡선을 이용하여 필요한 25% 암모니아수 유량에 해당하는 밸브의 개도를 반영한다.
다음으로 도 17을 참조하여, 가스 재순환 송풍팬의 속도를 제어하는 과정에 대하여 설명한다.
먼저 함수 f(x)8에 의해, 가스터빈 출력별 25% 암모니아수 기화에 필요한 가스 재순환 유량을 설정한다.
이어서 열회수 보일러(HRSG)로 유입되는 가스터빈 배기가스 온도를 절대온도 비율로 계산하여 가스 재순환 유량값을 보정한다.
이어서 함수 함수 f(x)5에 의해, 보정된 가스 재순환 유량에 해당하는 전동기 속도 설정값을 설정한다.
이어서 실제 전동기 속도를 측정하여, 속도편차를 회복하기 위한 제어기 출력 신호를 가변전압 가변주파수 제어(VVVF: Variable Voltage Variable Frequency) 인버터(Inverter)에 전달하여 전동기 속도제어를 시행한다.
현재 우리나라에 설치되어 있는 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소는, 배기가스의 질소산화물을 제거하는 탈질설비의 제어방법이 서로 다르게 되어 있어 이를 표준화시킬 필요가 있다.
본 발명에 의하면, 탈질설비의 제어방식을 표준화하여, 가스터빈의 부하 및 운전조건에 따라 기화기로 공급되는 암모니아수의 유량 및 가스 재순환팬의 속도를 최적으로 제어함으로써, 질소산화물의 제거효율을 향상시킬 수가 있다.
특히 선행신호 단위와 제어기 출력 단위가 상이하여 제어기가 비정상적으로 작동하는 것을 방지할 수 있다.
또한 가스터빈의 부하 및 운전조건의 변동에 따라 암모니아수의 유량을 신속히 변경할 수 있고, 가스 재순환팬의 속도도 이에 맞게 제어할 수 있다.
이로써 가스터빈의 하 변동 초기에 암모니아수의 유량 과도 제어 현상을 방지할 수 있고, 암모니아수의 유량 안정화 시간을 단축할 수가 있다.
이상에서는 본 발명의 바람직한 실시예를 예시적으로 설명한 것으로서 본 발명의 범위는 상기한 특정 실시예에 한정되지 아니한다. 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 본 발명의 기술적 사상의 범위를 벗어남이 없이 다양한 수정 및 변경이 가능하다는 것을 이해할 수 있을 것이다.
10: 가스터빈(Gas Turbine) 20: 열회수 보일러(Boiler)
21: 촉매 30: 암모니아수 유량제어밸브
40: 가스 재순환팬 50: 기화기
51: 분사 노즐(Spray Nozzle) 60: 공기조절밸브

Claims (9)

  1. 천연가스 연소 가스터빈 복합발전소의 배기가스에서 질소산화물을 제거하는 탈질설비 제어방법에 있어서,
    (a) 열회수 보일러(20)로 유입되는 배기가스의 질소산화물을 측정하는 단계(S10),
    (b) 가스터빈(10) 부하별 연소가스 배출량을 계산하는 단계(S20),
    (c) 열회수 보일러 굴뚝의 질소산화물 배출량을 제어하는 단계(S30),
    (d) 열회수 보일러(20)에 공급되는 암모니아수 유량을 제어하는 단계(S40),
    (e) 열회수 보일러(20) 내부의 배기가스를 기화기(50)로 공급하는 가스 재순환팬(40)의 속도를 제어하는 단계(S50)를 포함하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 S20 단계는,
    (f) 가스터빈 출력별 배기가스 질량유량을 확보하는 단계(S21),
    (g) 가스터빈 부하별 수분자료를 이용하여 건식질량유량을 계산하는 단계(S22),
    (h) 건식체적유량을 계산하는 단계(S23)를 포함하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
  3. 제 2 항에 있어서,
    상기 S22 단계에서, 건식질량유량은 다음의 수학식에 의해 계산하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
    건식질량유량(Kg/Hr) = 습식질량유량×[1-(H2O%, wet)/100]
  4. 제 2 항에 있어서,
    상기 S23 단계에서, 건식체적유량은 다음의 수학식에 의해 계산하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
    건식체적유량(Nm3/Hr, Dry Base) = 건식질량유량 x 가스터빈 배기가스 비중
  5. 제 1 항에 있어서,
    상기 S30 단계는,
    (i) 제어기 편차제어 출력신호(%)를 ppm 단위로 변환하는 단계(S31),
    (j) 배기가스 중 질소산화물 농도 보정상수를 계산하는 단계(S32),
    (k) 건식 배기가스 유량을 적용하여 총 편차 제거량을 계산하는 단계(S33),
    (l) 질소산화물 편차 제거에 필요한 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 상수 C를 계산하는 단계(S34),
    (m) 25% 암모니아수 유량 설정값 확정을 위한 선행신호 유량을 합산하는 단계(S35)를 포함하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
  6. 제 5 항에 있어서,
    상기 S32 단계에서, 질소산화물 O2 보정농도는 다음의 수학식에 의해 계산하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
    질소산화물 O2 보정농도
    =
    Figure pat00010
  7. 제 5 항에 있어서,
    상기 S34 단계에서, 25% 암모니아수 필요 유량 계산을 위한 상수 C는 다음의 수학식에 의해 계산하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
    상수 C =
    Figure pat00011
  8. 제 1 항에 있어서,
    상기 S40 단계는,
    (n) 제어기 출력신호(%)에 선행신호를 합산하는 단계(S41),
    (o) 선행신호에 밸브 유량곡선을 이용하여 25% 암모니아수 유량에 해당하는 개도를 반영하는 단계(S42)를 포함하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
  9. 제 1 항에 있어서,
    상기 S50 단계는,
    (p) 가스터빈 출력별 25% 암모니아수 기화에 필요한 가스 재순환 유량을 설정하는 단계(S51),
    (q) 열회수 보일러로 유입되는 배기가스 온도를 절대온도 비율로 계산하여 가스 재순환 유량값을 보정하는 단계(S52),
    (r) 보정된 가스 재순환 유량에 해당하느 재순환팬 전동기 속도 설정값을 설정하는 단계(S53),
    (s) 실제 전동기 속도를 측정하여 전동기의 속도를 제어하는 단계(S54)를 포함하는 것을 특징으로 하는 가스터빈 복합발전소의 탈질설비 제어방법.
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