수소 연료전지 안전성 연구 가정용 연료전지 시스템 성능 평가...

Kookmin-New Energy Lab(K-NEL) ------------ 국민대학교 신에너지 연구실 연구보고서

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수소․연료전지 안전성 연구(가정용 연료전지 시스템 성능 평가 연구)

A Study on Safety for

Hydrogen and Fuel Cell System(Research for home fuel cell system performance estimation)

(3차년도 보고서)

2009. 7

한국가스안전공사

mailto:[email protected].



제 출 문

한국가스안전공사 사장 귀하

본 보고서를 지식경제부 신재생에너지기술개발사업『수소․연료전

지 안전성 연구』(2006-N-HY12-P-01)과제(”가정용 연료전지 시스템

성능평가 연구“)의 3차년도 위탁연구 최종보고서로 제출합니다.

2009 년 7월

연구기관명 : 국 민 대 학 교

연구책임자 : 정 태 용(교수)

연 구 원 : 신 동 훈(교수)

〃 : 남 진 현(교수)

〃 : 김 영 두(석사)

〃 : 김 현 일(석사)

〃 : 최 종 균(석사)

〃 : 장 성 필(석사)

〃 : 조 찬 영(석사)

〃 : 조 지 훈(석사)




요 약 문

Ⅰ. 제 목 : 가정용 연료전지 시스템 성능평가 연구

Ⅱ. 연구의 목표

가정용 연료전지 연료공급 시스템 분석을 통해 가정용 연료전지 수소위험도를

다양한 연료공급에 따라 평가하며, 다양한 수소활용 공정별 HAZOP 분석을 수

행한다.이러한 분석 및 평가결과를 바탕으로 수소연료 공급 시스템을 개발하여

타 가스연료와 동등한 수준의 성능을 갖춘 시스템을 구현함을 목표로 한다. 또

한, 향후 적용 가능성이 높은 가정용 연료전지 누출검지 시스템을 개발하여 상

용화를 위한 기술을 연구한다.

Ⅲ. 연구개발의 내용 및 범위

본 연구는 가정용 연료전지 시스템의 성능 및 수소 누출 검지 시스템 개발을

위해 수소 농도 응답 특성 실험, 연료전지 시스템의 수소 안정성에 대한 전산

해석, 공기극 유로에서 물의 거동에 대한 CFD 해석과 가시화 실험, 수증기-메

탄개질반응 비교 연구 및 가정용 연료전지 시스템의 위험, 조업성 평가에 대한

연구를 수행하였다.

Ⅳ. 연구결과

2-1. 가스의 물리적 상태변화에 따른 수소 응답 특성

수소 센서의 응답 특성 실험을 통해 수소 누출 시 수소 가스의 온도는 센서에

서 검출 되는 수소 농도에 영향을 미치는 것을 확인하였다. 세 가지 수소 센서

는 측정 가스의 습도가 변화하여도 측정하는 가스 농도 크기에 영향을 받지 않

았다. 하지만 측정 가스의 온도변화는 센서에서 검출되는 농도의 크기에 영향

을 미치며 반도체식, 전기화학식, 접촉연소식 수소 센서는 각 센서가 가지고 있

는 작동 매커니즘에 따라 각기 다른 검출 특성을 나타내었다. 반도체식 수소




센서는 측정하는 수소 가스의 온도가 높아질수록 농도를 높게 측정하는 경향을

나타내었다. 전기화학식 수소 센서는 수소 가스의 온도가 높아질수록 농도를

낮게 측정하는 경향을 나타내었다. 접촉연소식 수소 센서는 전기화학식과 마찬

가지로 수소 가스의 온도가 높아질수록 농도를 낮게 측정하는 경향을 나타내었

다.

따라서 가정용 연료전지 시스템에서 수소 센서는 설치된 내부 공간의 위치에

따라 온도의 영향을 받는지에 대한 여부를 판단하고 정확한 수소 농도 측정을

위한 출력신호의 보정이 필요할 수 있다. 또한 접촉연소식 혹은 전기화학식 수

소 센서를 사용하여 수소 누출 감지 시스템을 구축 하였을 경우 시스템 내부의

온도가 상승하였을 때 알람 및 경보가 지연 될 수 있다. 이에 더하여 전기화학

식 수소 센서는 세 가지 센서 중 가장 큰 응답 시간을 나타내므로 시스템의 위

험성을 증가 시키는 원인이 될 수 있다. 따라서 가정용 연료전지에서 시스템

보호를 위한 수소 감지 시스템의 구축은 반도체식 수소 센서가 권장된다.

2-2. 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험과 유동 가시화

내부가 비어있는 정육면체 챔버에서 수소 누출 시 수소 센서가 가스와 반응하

는 응답 시간 측정을 통해 수소가 확산되는 경로와 농도가 분포되는 특성을 확

인하였다. 수소 센서가 챔버의 상단면 수평으로 배열되어 있을 때 누출 지점에

서 가까운 센서에서 응답 시간이 빠르고 누출 지점에서 거리가 멀어질수록 순

차적으로 응답 특성이 나타나는 것을 통하여 수소는 대기중에 누출 직후 곧바

로 상승함을 확인하였다. 또한 유동 가시화 통해 누출 지점에서 상단 면을 향

한 수직 상승의 유동 및 확산 패턴을 시각으로 확인하였다.

2-3. 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험의 검증

전산 해석을 이용한 가상의 챔버 내부에 수소가 누출 되었을 경우 각 센서에

서 응답하는 시간과 수소 확산 형태의 결과가 실험과 유사함을 확인하였다. 비

교는 각 센서에서 수소가 누출 되었을 경우 반응하는 응답 시간을 이용하였다.

또한 빈 공간에서 수소 확산과 유동에 대한 전산해석이 타당함을 근거로 다음

의 확장된 모델의 전산해석을 진행 할 수 있는 근거를 제시하였다.

2-4. 연료전지 시스템 내부 공간 환기성능 연구

가정용 연료전지 시스템의 안전성을 위한 기초자료로서, 시스템 내부 수소 누




출에 대비한 강제 환기의 역할을 전산유체역학 해석을 통하여 평가하였다. 시

스템 내부로 유입되는 공기의 유량은 유입구의 면적과 환기팬의 성능에 의해

영향을 받는다. 따라서 가능한 많은 환기 유량을 확보하여 수소와의 혼합을 통

해 시스템 내부의 평균 수소 농도 및 위험 영역의 체적을 감소시켜야 한다. 공

기 유입구의 위치는 유입된 공기를 시스템 내부에 고르게 분포시키고 동시에

배출구로 향하는 자연스러운 기류를 형성하도록 결정되어야 한다. 유동이 내부

구조물의 저항을 받아 와류와 같은 복잡한 기류를 형성하거나 수소가 시스템

내부에 체류하는 시간을 증가시키지 않아야 한다. 또한, 모든 가능한 누출 지점

을 고려하여 가정용 연료전지 시스템 내부의 어떤 지점에도 일정한 기류가 도

달하여야 하며, 누출된 수소를 넓은 공간으로 유도하여 공기와의 빠른 혼합을

유도해야 한다.

3. Hazop study

본 연구는 가정용 연료전지 시스템의 구성요소를 크게 연료 개질장치, Stack,

난방부로 세분화 후 HAZOP study를 수행하였다.

연료 개질장치의 구성요소의 주요 Guide word는 유량, 온도, 반응률로 나타

났으며, 유량의 감소 및 온도의 증가는 화재 및 폭발의 위험성이 가장 큰 것으

로 분석되었다.

유량은 유량 계측기기를 이용한 검지가 가장 정확한 검지방법이라 사료되나

시스템 구성에 있어서의 경제성을 고려하였을 경우 매우 부적절하다는 결론을

내렸다. 따라서 토론을 거친 결과 유량 계측기기 설치 이외의 검지 방법으로

각각의 잠재 위험성을 갖는 위치에 압력 및 Stack의 생산 전력량을 모니터링

함으로서 시스템의 일탈을 검지하는 것이 가장 적절할 것이라는 결론을 내리게

되었다.

또한 온도는 Burner, STR, Shift reactor, Prox와 같은 작동 유체가 고온 고압

의 가스인 경우 중요한 위험성 인자이다. 따라서 각 구성요소에 온도 센서 설

치 후 모니터링 하는 것이 반드시 필요하다.

Stack은 내부의 수분관리, 온도, 반응률 등이 주요 Guide word이며, 이에 따

른 분석을 수행하였다. 이중 가장 위험성이 가장 큰 요소로는 Stack 내부 유입

연료량 감소 및 내부 온도 증가로 나타났다. 유량의 감소 원인으로는 유입관의

파손으로 인한 수소의 누출을 가장 큰 원인으로 판단하였으며, 이러한 수소 누

출의 시스템의 환기 상태에 따라 폭발의 위험성이 크다. 또한 내부 온도 증가

는 Stack의 고분자 막의 파손을 가져올 수 있으므로 이러한 두 가지 일탈의 검

지는 매우 중요한 것으로 분석되었다.




연료 개질장치, Stack 이외에 난방부에 대한 위험성 평가도 실시하였다. 하지

만 잠재적인 위험성 요소가 다른 두 부분에 비해 현저히 낮은 것으로 나타났

다. 따라서 실제적인 가정용 연료전지 시스템에 대한 위험성 요소는 연료 개질

장치와 Stack이며, 잠재적인 위험성을 갖는 위치에 대한 지속적이 모니터링은

반드시 필요하다.




목 차

제 1 장 서론 ···································································································1

2. 가정용 연료전지 성능평가 연구 ···················································5

2.1 PEM 연료전지 스택의 과도상태 출력특성에 관한 실험적 연구

············································································································5

2.2 PEM 연료전지 공기극 유로에서 물의 거동에 대한 CFD 해석과

가시화 실험의 비교 연구 ··························································27

2.3 가습 조건에 따른 고분자전해질 연료전지 성능평가 연구

············································································································34

3. 가정용 연료전지의 수소 안정성 연구 ·········································40

3.1 가스의 물리적 상태변화에 따른 수소 응답 특성 ·················40

3.2 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험과 유동 가시화 ··· 62

3.3 챔버 내부 전산해석 ·····································································72

3.4 연료전지 시스템 내부 공간 환기성능 연구 ···························80

4. 가정용 연료전지 시스템 Hazop study ·········································96

4.1 가정용 연료전지 시스템의 개요 ···············································96

4.2 가정용 연료전지의 구성요소 ·····················································96




4.3 수소의 특성 및 위험성 ·······························································97

4.4 수소에 대하여 ···············································································99

4.5 Hazop study 방법 ·······································································104

4.6 HAZOP study 결과 및 토의 ····················································127

참고 문헌 ··································································································128

부 록 ··········································································································131




그 림 목 차

[그림 1-1] 연료전지 단위 셀에서의 반응 ······················································· 6

[그림 1-2] 연료전지의 효율곡선 ······································································7

[그림 1-3] Butler-Volmer 관계식의 활성화 손실 ··········································· 8

[그림 1-4] 단전지의 단위 전류/전압성능곡선 ················································9

[그림 1-5] 유동분배와 전류 수집을 위한 필수적인 구조 ···························· 10

[그림 1-6] 유동효과 (Flow field) ··································································· 11

[그림 1-7] 고분자전해질연료전지(PEMFC) 구조 ···································· 11

[그림 1-8] 확산층에서 수분의 응축실험 ················································ 12

[그림 1-9] 수분전달의 Leverett J 함수 ···················································· 13

[그림 1-10] 촉매층(CL)의 구조 ·································································· 14

[그림 1-11] PEM 연료전지 실험 장치 구성 ············································ 15

[그림 1-12] Ballard 사 1.2kW급 PEM 연료전지 NexaTM Power Module

························································································································ 16

[그림 1-13] PEM 연료전지 과도상태 실험의 부하 변화 ······················ 17




[그림 1-14] PEM 연료전지 연속 실험의 부하 변화 ···························· 17

[그림 1-15] PEM 연료전지 스택의 정상상태 출력특성 ························ 18

[그림 1-16] 전체 저항의 Fitting ································································· 19

[그림 1-17] 열전달 계수의 Fitting ····························································· 19

[그림 1-18] 부하변화에 따른 스택 전압과 온도의 과도상태 특성 ···· 21

[그림 1-19] 연속적인 부하변화에 따른 스택 전압과 온도의 과도상태 특성

························································································································ 22

[그림 1-20] 스택 온도의 과도상태 특성 (25A) ····································· 23

[그림 1-21] 스택 온도의 과도상태 특성 (5A) ········································· 23

[그림 1-22] 스택 온도와 전체 저항 Fitting (25A) ································· 24

[그림 1-23] 스택 온도와 전체 저항 Fitting (5A) ··································· 24

[그림 1-24] 실험값과 모델링 결과의 출력 전압 비교 ·························· 25

[그림 1-25] 실험값과 모델링 결과의 스택 온도 비교 ·························· 25

[그림 1-26] 유동 가시화 실험 유로 모델 ················································ 26

[그림 1-27] 아크릴 유로에서의 유동가시화 (폭 1 mm) ······················· 30




[그림 1-28] 테프론 유로에서의 유동가시화 (폭 1 mm) ····················· 30

[그림 1-29] 아크릴 유로에서의 유동가시화 (폭 2 mm) ····················· 30

[그림 1-30] 테프론 유로에서의 유동가시화 (폭 2 mm) ····················· 30

[그림 1-31] 친수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 1 mm) ··············· 32

[그림 1-32] 소수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 1 mm) ··············· 32

[그림 1-33] 친수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 2 mm) ··············· 32

[그림 1-34] 소수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 2 mm) ··············· 32

[그림 1-35] PEMFC 단전지 성능실험 장비 ········································· 35

[그림 1-36] 실험 장비 개략도 ································································ 36

[그림 1-37] 70oC 정상상태 전류-전압-전력 곡선 ······························· 38

[그림 1-38] 50oC 정상상태 전류-전압-전력 곡선 ································· 38

[그림 1-39] 30oC 정상상태 전류-전압-전력 곡선 ································· 39

[그림 2-1] 갈바닉 방식 가스 센서 ·························································· 41

[그림 2-2] 정전위 방식 가스 센서 ·························································· 41




[그림 2-3] 반도체 방식 가스 센서 ·························································· 43

[그림 2-4] 반도체식 수소 센서 ································································ 44

[그림 2-5] 전기화학식 수소 센서 ···························································· 45

[그림 2-6] 접촉연소식 수소 센서 ···························································· 45

[그림 2-7] 실험 장치 P&ID ······································································ 46

[그림 2-8] 응답 특성 실험장치-1 ····························································· 47

[그림 2-9] 응답 특성 실험 장치-2 ··························································· 48

[그림 2-10] Tout=25℃, RH=75% 조건에서 세 가지 센서의 응답 특성

························································································································ 51

[그림 2-11] 반도체식 수소 센서에서 상대습도의 영향 ···················· 53

[그림 2-12] 전기화학식 수소 센서에서 상대습도의 영향 ·················· 53

[그림 2-13] 접촉연소식 수소 센서에서 상대 습도의 영향 ················ 54

[그림 2-14] 반도체식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ·········· 55

[그림 2-15] 전기화학식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ······ 55

[그림 2-16] 접촉연소식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ······ 56




[그림 2-17] 반도체식 수소 센서에서 온도의 영향 ···························· 57

[그림 2-18] 전기화학식 수소 센서에서 온도의 영향 ·························· 57

[그림 2-19] 접촉연소식 수소 센서에서 온도의 영향 ·························· 58

[그림 2-20] 반도체식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ·········· 59

[그림 2-21] 전기화학식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ······ 59

[그림 2-22] 접촉 연소식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도 ···· 60

[그림 2-23] 실험 장치 개략도 ································································ 62

[그림 2-24] 수소 센서의 위치와 누출 위치 개략도 ···························· 63

[그림 2-25] 응답 시간 측정을 위한 실험 장치 ···································· 63

[그림 2-26] 가시화 장치 개략도 ······························································ 65

[그림 2-27] 가시화 장치-1 ········································································· 65

[그림 2-28] 가시화 장치-2 ········································································· 66

[그림 2-29] 센서 수평 배열에서 수소 농도 신호 (유량 : 10cc/s) ··· 68

[그림 2-30] 센서 수직 배열에서 수소 농도 신호 (유량 : 10cc/s) ··· 68

[그림 2-31] 센서 수직 배열에서 수소 농도 신호 (유량 : 30cc/s) ··· 69




[그림 2-32] 챔버 내부에서 수소 유동 ···················································· 70

[그림 2-33] 전산 해석을 통한 수소 유동 Path-line ···························· 71

[그림 2-34] 전산 해석 모델 격자 ···························································· 72

[그림 2-35] 전산 해석 모델의 수평, 수직 측정 지점 ························· 73

[그림2-36] Case 1에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및 수소 농도 신호

························································································································ 74

[그림 2-37]Case 2에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및 수소 농도 신호

························································································································ 75

[그림 2-38] Case 3에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및 수소 농도 신호

························································································································ 75

[그림 2-39] 센서 수평 배열에서 응답 시간 비교 (유량 = 10cc/s) ··77

[그림 2-40] 센서 수직 배열에서 응답 시간 비교 (유량 = 10cc/s) ··78

[그림 2-41] 센서 수직 배열에서 응답 시간 비교 (유량 = 30cc/s) ··78

[그림 2-42] 3차원 해석 모델 ···································································· 80

[그림 2-43] 공기 유입구 형상 ·································································· 81

[그림 2-44] 환기구의 형상 ········································································ 81




[그림 2-45] 수소 누출 지점 ······································································ 81

[그림 2-46] 환기팬의 특성 그래프 ·························································· 82

[그림 2-47] (a) : 챔버 내부 평균 수소 농도와 공기 유입량 ············· 83

(b) : 환기 유량에 따른 평균 수소 농도

[그림 2-48] 공기 유입구 면적에 따른 위험 영역의 비율 ·················· 85

[그림 2-49] 공기 유입구 면적의 변화에 따른 폭발 위험 영역의 크기

························································································································ 85

[그림 2-50] 공기 유입구 위치에 따른 위험 영역의 체적 ·················· 87

[그림 2-51] 공기 유입구 위치에 따른 폭발 위험 영역의 크기 ········ 87

[그림 2-52] 수소 누출 위치에 따른 위험 영역의 체적 ······················ 89

[그림 2-53] 수소 누출 위치에 따른 폭발 위험 영역의 크기 ············ 90

[그림 2-54] 공기 유입구 위치에 따른 누출 수소의 Path-lines ········· 91

[그림 2-55] 공기 유입구 위치에 따라 변화하는 공기의 Path-lines

························································································································ 92

[그림 2-55] 공기 유입구 면적 변화에 따라 변화하는 공기의 Path-lines

························································································································ 94

[그림 3-1] 가정용 연료전지 시스템 구성도 ·········································· 96




[그림 3-2] 수소가스 폭발이 인체에 미치는 영향 ······························ 100

[그림 3-3] 1937년 하이델베르그 가스 폭발 사고 ···························· 101

[그림 3-4] 1986년 챌린져 폭발사고 ····················································102

[그림 3-5] 1991년 Hanau 탱크 폭발 사고 ··········································102

[그림 3-6] 위험성 평가 수행 흐름도 ····················································109




표 목 차

[표 1-1] 연료전지의 형태 및 특성 ····························································5

[표 1-2] 연료전지의 효율 ············································································7

[표 1-3] 1.2kW급 PEM 연료전지 NexaTM Power Module의 사양 ·· 16

[표 1-4] 실험 조건 ······················································································ 36

[표 2-1] 안전관리 관련법 제정 현황 ······················································ 40

[표 2-2] 세 가지 수소 센서 사양 ···························································· 44

[표 2-3] 실험 조건 ···················································································· 49

[표 2-4] 세 가지 수소 센서의 시간 상수 ·············································· 52

[표 2-5] 실험 조건 ······················································································ 64

[표 2-6] 환기팬의 특성 ·············································································· 82

[표 3-1] 수소가스의 물리적 성질 ···························································· 97

[표 3-2] 수소, 메탄 및 가솔린 안정성 비교 ········································· 98




[표 3-3] 국내 수소취급 장소/형태별 사고분류 ··································101

[표 3-4] Guide word의 종류 및 정의 ················································106

[표 3-5]공정의 이탈 및 가능한 원인 예시 ··········································107

[표 3-6] 위험성 평가 팀 구성원의 주요임무 예시 ···························· 113




SUMMARY

Ⅰ. Title

A Research on Performance Evaluation of Home-Fuel Cell System

Ⅱ. Objectives

The present study aims to develop a process to evaluate newly adopted home fuel

cell system in the aspect of safety and performance.

Ⅲ. Contents and Scope

Hydrogen safety of home fuel cell system is evaluated by analyzing fuel supply

system, hydrogen dispersion in the fuel cell chamber, hydrogen sensor

characteristics, and fuel cell performance evaluation. Furthermore, HAZOP (Hazard

and Operability) study is carried out to derive out the important operation and

design parameters of home fuel cell. Eventually, safety conditions for design and

operation of fuel cell system comparing to ordinary home power system is

discussed.

Therefore, the present research includes (1) performance evaluation of PEM which

is related with water management, (2) hydrogen detection system evaluation and

hydrogen dispersion in the chamber in the case of hydrogen leakage, (3) HAZOP

study on the safety evaluation of design and operation of home fuel cell system.




Ⅳ. Results

(1) Performance evaluation of PEM which is related with water management

The response characteristics of PEM fuel cell according to transient power

consumption is simulated in a 1kW fuel cell with variable electric load. Numerical

model to simulate the power performance of fuel cell is developed. Condensed

water flow at the cathode is evaluated with experiment and CFD analysis. The

water contact angle due to the hydro-characteristics appears to be important

parameter to control the water extraction.

(2) Hydrogen detection system evaluation and hydrogen dispersion in the chamber

in the case of hydrogen leakage

The effect of temperature and humidity on the various sensors is analyzed

experimentally. The sensor types include semi-conductor type, electro-chemical

type, and catalytic combustion type. The sensor response characteristics are

different depending the sensing type. In particular, temperature dependence on the

sensing accuracy is significant for all the type sensors. Meanwhile, the humidity

shows low effect on the sensing accuracy. Hence, temperature of the hydrogen

detection module should be considered for accurate concentration detection.

In the case of hydrogen leakage in an emergence situation, the hydrogen dispersion

in the fuel cell chamber is evaluated by experimental and numerical methods. The

ventilation area and positions are discussed. The flow visualization, hydrogen

sensor experiment, and CFD analysis shows good agreement about the dispersion

pattern of hydrogen in the chamber. The hydrogen fly up to the top of the

chamber when it is leaked, hence, the ventilation port is expected to locate at the

top.

(3) HAZOP Study on the safety evaluation of design and operation of home fuel




cell system.

A home fuel cell system includes reformer, PEM stack, and boiler. In the HAZOP

study, the main guidewords are flow, temperature and reaction rate. Meanwhile,

temperature is most important guideword which governs the system performance

as well as system safety. In particular, the reformer which is the most important

equipment of home fuel cell system is strongly related with temperature. Hence,

temperature monitoring of reformer is important for safey and performance. The

flow should be measured and controled for the performance and safety of the

system. However, the price of the flowmeter is usually expensive and easy to

generate wrong information due to a malfunction. Hence, a simple and reliable

method to estimate the flow rate is necessary.

Moisture control, temperature and voltage are important parameters of PEM stack.

In particular, voltage of the stack is the yardstick of the whole system

performance and safety. Temperature of the stack is important for its own

durability.

The heat management system and boiler system are relatively low importance on

the safety and performance of the system.




CONTENTS

1 Introduction ··································································································· 1

2 Performance evaluation of PEM ··················································5

2.1 Experimental study on the transient power output of PEM

stack ···························································································5

2.2 Visualization and CFD analysis of the water flow in cathode of

PEM fuel cell ···········································································27

2.3 PEM fuel cell performance depending on the humidity ···34

3 Hydrogen safety of home fuel cell system ································40

3.1 Hydrogen sensor response characteristics depending on the

physical properties of the gas ··············································40

3.2 Hydrogen sensor response time measurement and flow

visualization in the chamber ·················································62

3.3 CFD analysis of flow in the chamber ··································72

3.4 Ventilation performance of fuel cell system ························80

3 HAZOP study on the home fuel cell system ··························96

3.1 Home fuel cell ··············································································96

3.2 Constituent of home fuel cell ··················································96

3.3 Hydrogen characteristics and hazard ·····································97




3.4 Introduction to HAZOP study ·················································104

3.5 Method of HAZOP study ··························································117

3.6 Results and discussion of HAZOP study ·····························121

References ································································································128

Appendix ···································································································131




- 1 -

제 1 장 서론

1. 연구 배경

자원고갈과 환경오염, 기후변화, 지구온난화에 대한 우려로 대체에너지

에 대한 관심이 전 세계적으로 어느 때 보다 높아지고 있다. 지속적인 유

가상승, 기후변화 협약에 따른 온실가스 규제 등의 산업적 환경은 에너

지 산업구조의 변화를 요구하고 있다. 따라서 기존의 화석연료의 장기적

인 대안이자 미래의 청정에너지원으로서 수소가 주목받고 있다. 수소는

물을 분해하면 얻을 수 있으며, 연소나 화학 반응시 부산물로서 물만을

생성하므로 재생가능하며 친환경적인 에너지이다. 가까운 미래에는 탄화

수소의 개질을 통한 수소생산이 주로 활용될 것으로 예상되지만, 장기적

으로는 태양에너지, 풍력 등 재생에너지를 이용하여 수소를 생산하는 수

소경제로의 이행이 예상된다.

수소경제로의 전환은 거스를 수 없는 세계적인 추세로, 현재 미국, 일

본, 유럽 각국은 수소의 생산, 운반, 저장, 분배의 수소인프라와 수소엔진,

연료전지 등 수소경제의 기본이 되는 핵심 원천기술의 연구개발에 경쟁

적으로 투자하고 있다. 특히, 미국은 2003년 대통령 연두교서에서 에너지

주권을 위한 수소경제로의 이행을 선포한 ‘Hydrogen Fuel Initiative’를

발표하고, 수소 및 연료전지 연구에 대한 전폭적인 지원을 하고 있다. 또

한, 같은 해 수소경제 국제파트너쉽(IPHE) 프로그램을 발족하여, 현재 한

국, 일본, 캐나다 등 17개국이 참여하는 국제협력 채널 운영하여, 수소관

련 법규 및 표준화작업 등을 추진함으로써 세계 수소경제의 주도권을 선

점하고자 적극적으로 움직이고 있다.

국내에서도 자원고갈에 따른 에너지 안보 확보, 기후변화 등 환경문제

의 해결, 차세대 신에너지 산업의 육성을 목표로 수소에너지 실용화를

위한 연구개발이 꾸준히 진행되고 있다. 수소 연료전지 및 미래형 자동

차 기술은 국내 10대 차세대 성장 동력 산업으로 선정되어 정부 및 산업

계가 전략적인 투자를 하는 분야이다. 2003년에 발족된 21C 프론티어 수

소에너지 사업단은 수소의 제조와 저장 등에 대한 연구를 중점적으로 수

행하고 있으며, 2004년에는 수소·연료전지 사업단이 발족되어 연료전지와

수소인프라를 포함한 수소기술 전반에 대한 연구를 수행하고 있다. 또한

정부는 ‘수소경제 마스터 플랜’을 완성, 2005년을 수소경제 원년으로 선

포하고, 연료전지 자동차 및 가정용 연료전지 모니터링 사업을 시작하였




- 2 -

다.

수소에 대한 일반 대중의 관심과 우려가 증가하고 수소를 이용하는 시

스템에 대한 활발한 연구개발 및 상용화가 근접함에 따라, 수소안전에

대한 연구 및 수소안전 관련 안전지침, 규격의 표준화, 코드화는 미룰 수

없는 시급한 과제이다. 수소는 밀도가 낮고 분자 크기가 매우 작아 확산

이 빠른 기체로 수소의 제조, 운반, 저장시 누출의 위험성이 상존한다. 일

단 누출된 수소는 개방된 환경에서는 빠른 확산성과 부양성으로 인해 쉽

게 소산되지만, 밀폐된 공간에서는 상부에 가연성 혼합물을 만들게 되며,

넓은 폭발범위, 낮은 발화에너지, 빠른 화염전파속도 등의 특징으로 위험

한 초래할 수 있다. 따라서 체계적인 연구를 통해 수소의 위험성을 정확

히 평가하고, 확인된 위험을 최소화 하는 수소검지, 폭발방지 등의 수소

안전 기술의 개발이 요구된다.

현재 전 세계적으로 수소스테이션, 수소자동차 및 연료전지 등 수소이

용 장치 및 설비에서의 수소의 누출, 확산, 점화, 폭발 등 등 수소안전에

대한 연구가 활발히 진행되고 있으며, 이러한 연구결과를 바탕으로 위험

방지 기술의 개발, 안전기준 및 표준화가 추진되고 있다. 미국에서는

2003년부터 에너지성(DOE) 과제로 수소 안전코드 관련 현황 파악 및 위

험성 감소를 위한 연구를 진행 중이며, 일본은 2003년부터 5년간 NEDO

과제로 수소인프라와 건물구조의 안전에 대한 연구 진행 중이다. 그러나

수소안전 관련 법규 및 표준화 작업은 국내외 모두 타 가스연료와 비교

하면 아직 기초적인 단계이다. 따라서 수소안전 관련 연구를 수행하고

국제 표준화 작업에 적극적으로 참여함으로써, 국내 수소관련 산업의 활

성화하고 경쟁력을 강화할 필요가 있다.

본 연구과제 “가정용 연료전지 시스템의 성능평가 연구”는 가정용 연

료전지 시스템 및 이와 관련된 수소안전을 연구대상으로 한다. 가정용

연료전지는 공급망이 갖추어진 도시가스 또는 천연가스를 연료로 사용하

며, 수증기 발생기, 개질기, 일산화탄소 제거기를 포함한 연료처리기를

통해 내부적으로 수소를 생산하여 사용한다. 수소를 연료로 사용하는 차

량용 연료전지 시스템과는 다르게 천연가스의 개질을 위한 고온의 열을

필요로 하며, 이는 천연가스의 연소를 통해 얻는다. 동시에 열병합 발전

을 위한 열회수 및 저장장치, 그리드 전력망과 연결하기 위한 전력변환

장치를 통합하고 있다. 따라서 가정용 연료전지 시스템은 누출시 점화원

이 근처에 존재하고 또한 전문가가 아닌 일반인이 개별 가정에서 사용하

는 장치이므로, 사고예방을 위한 가정용 수소이용 장치의 설치, 운전 등




- 3 -

의 안전기준, 규격의 표준화, 코드화, 법제화의 확립이 매우 중요하다.

본 연구는 가정용 연료전지 시스템의 성능 및 수소 누출 검지 시스템

개발을 위해 수소 농도 응답 특성 실험, 연료전지 시스템의 수소 안정성

에 대한 전산해석, 공기극 유로에서 물의 거동에 대한 CFD 해석과 가시

화 실험, 수증기-메탄개질반응 비교 연구등을 수행하였다.

본 연구의 실험적 및 해석적 연구를 통하여 얻어진 결과는 가정용 연

료전지에서의 수소안전 평가를 위한 기초자료로 활용되어 안전기준의 확

립에 기여할 것으로 기대된다. 또한 향후 연구를 통해 수소검지 센서시

스템 등의 개발을 통해 일반인의 우려를 제거하고 동시에 가정용 연료전

지의 안전기준을 제시하여 가정용 연료전지의 보급 확대 및 관련 국내산

업의 활성화, 국제 경쟁력 강화에 기여할 것이다.

2. 연구 내용

본 연구과제 “가정용 연료전지 시스템의 성능평가 연구”를 통해 수행

된 연료전지 및 수소안전에 관한 연구의 내용과 결과, 계획을 2장에서 정

리하였다. 가정용 연료전지 시스템을 중심으로, 센서 작동 방식 별 수소

농도 응답 특성 실험, 강제 환기를 이용하는 가정용 연료전지 시스템의

수소 안전성에 대한 전산해석, 그리고 시스템을 구성하는 연료전지 스택

및 개질기의 성능에 관한 연구로 크게 나누어 진행되었다.

우선 2장 1절에서는 가정용 연료전지와 같은 밀폐된 공간에서 수소가

누출되었을 때의 위험을 파악하기 위한 센서의 작동 방식 별 수소 농도

응답 특성 실험내용을 제시하였다. 수소 누출 시 주변 환경에 따라 수소

센서에서 검출되는 가스 농도의 특성을 평가하기 위하여 수소 가스를 인

위적으로 조작하여 전기화학식, 접촉연소식, 반도체식 수소 센서에서 검

출 되는 수소 농도에 관한 특성을 실험하였으며 각 센서가 습도에 따라

검지하는 수소농도에 대한연구를 나타내었다.

이어서 2장 2절에서는 강제 환기를 이용하는 가정용 연료전지 시스템

의 수소 안전성에 대한 전산해석 내용을 제시하였다. 시스템 내부로 유

입되는 공기의 유량은 유입구의 면적과 환기팬의 성능에 의해 영향을 받

는다. 따라서 가능한 많은 환기 유량을 확보하여 수소와의 혼합을 통해

시스템 내부의 평균 수소 농도 및 위험 영역의 체적을 감소시켜야 한다.

공기 유입구의 위치는 유입된 공기를 시스템 내부에 고르게 분포시키고

동시에 배출구로 향하는 자연스러운 기류를 형성하도록 결정되어야 한




- 4 -

다. 유동이 내부 구조물의 저항을 받아 와류와 같은 복잡한 기류를 형성

하거나 수소가 시스템 내부에 체류하는 시간을 증가시키지 않아야 한다.

또한, 모든 가능한 누출 지점을 고려하여 가정용 연료전지 시스템 내부

의 어떤 지점에도 일정한 기류가 도달하여야 하며, 누출된 수소를 넓은

공간으로 유도하여 공기와의 빠른 혼합을 유도해야 한다. 이를 위해 가

정용 연료전지 시스템의 안전성을 위한 기초자료로서, 시스템 내부 수소

누출에 대비한 강제 환기의 역할을 전산유체역학 해석을 통하여 평가하

였다.

2장 3절에서는 PEM 연료전지 공기극 유로에서 물의 거동에 대한 CFD

해석과 가시화 실험의 비교 연구 내용을 제시하였다. PEM 연료전지의

적절한 수분 관리는 연료전지의 효율 및 내구성을 향상시키는 데 필수적

인 요소이다. 적절한 유로 형상의 설계 및 분리판 재질의 선정은 유동에

의한 물의 배출을 원활하게 할 수 있으며, 그 결과 연료전지의 효율 향상

에 기여할 것이다. 이를 위해 PEM 연료전지 공기극 유로에서 물의 거동

특성에 대한 가시화 실험결과와 전산해석 결과의 비교결과를 나타내었

다.




- 5 -

1. 가정용 연료전지 성능평가 연구

1.1 PEM 연료전지 스택의 과도상태 출력특성에 관한 실험적 연구

1.1.1 연료전지

화석연료 자원의 한계와 동력발전 시 부산물로 생성되는 온실가스로 인한 기후변화

그리고, 환경오염의 심화로 인해 대체 에너지의 필요성이 대두되고 있다. 이에 대응하

기 위하여 수소를 이용한 연료전지의 연구가 활발히 진행 중이다. 연료전지의 형태 및

특성을 [표 1-1]에 나타내었다.

∼ ℃ ℃

℃ ∼ ℃

∼ ℃ ℃

℃ ∼ ℃

℃ ℃

℃ ∼ ℃

위에 [표 1-1]에서 보는 바와 같이 연료전지는 적용대상에 따라 여러 종류의 형태를

가지고 있으며, 전해질에 따라 종류가 나눠진다. 현재 연료전지는 고체산화물형과 고

분자전해질형 등의 연구가 활발히 진행 중에 있으며, 고분자전해질형의 경우는 자동차

와 가정용 연료전지 시스템으로 상용화 단계에 이르고 있다. 연료전지는 연료와 산화

제의 전기화학 직접반응을 통해 전기를 생산하고 고효율, 친환경적, 저소음 운전이

가능하며 전기를 생산하는 과정에서 열이 발생하여 열병합 발전이 가능하다.




- 6 -

1.1.2 연료전지의 작동

[그림 1-1] 연료전지 단위 셀에서의 반응

고체산화물형(SOFC) 고분자전해질형(PEMFC)

▪음극 반응 : → →

▪양극 반응 :

→

→

▪전체 반응 :

→

[그림 1-1] 에서는 고체산화물형과 고분자전해질형의 양극과 음극에서의 화학반응을

나타내었다. 고체산화물형은 현존하는 연료전지 중 가장 높은 온도에서 운전을 하며,

모든 구성요소가 고체이기 때문에 구조가 간단하고 전해질의 손실 및 부식이 없다. 또

한, 고온의 폐열을 이용한 열 복합발전이 가능하다. 고분자전해질형은 작동온도가 낮

고 효율이 높으며 전류밀도 및 출력밀도가 크고 시동시간이 짧고 부하변화에 대한 응

답이 빠르기 때문에 소형발전 및 자동차에서 적용이 된다.




- 7 -

1.1.3 연료전지의 효율

▪연료전지의 최대효율

→ ∆

∆

∆

[표 1-2] 연료전지의 효율

[그림 1-2] 연료전지의 효율곡선




- 8 -

[그림 1-2]에서 열기관의 최대효율(카르노 효율)과 고체산화물형과 고분전해질형의 효

율을 나타내었으며, 위의 식에서 ∆은 Gibbs 에너지는 전기화학 반응에서 얻을 수

있는 최대일이다.

1.1.4 단전지의 전류/전압 성능 곡선

▪단전지(single-cell)의 전압

활성화손실 전도손실 농도손실

▪최대전압(Nernst, Reversible 전위)

∆

ln

∞∙∞

▪단위면적당 총발열량

×

∆

[그림 1-3] 단전지의 단위 전류/전압 성능곡선




- 9 -

1.1.5 연료전지 효율의 손실

(1)활성화 손실

▪Butler-Volmer 관계식

exp

exp

위의 공식은 전극에서의 느린 전기화학 반응속도 때문에 생기는 비가역 손실을 나타

내었다. 은 교환전류밀도로서 전극의 전기화학 반응효율을 나타내는 척도이다.

→

exp

[그림 1-4] Butler-Volmer 관계식의 활성화 손실




- 10 -

(2)저항 및 농도 손실

Ÿ 저항손실(Ohm의 법칙) : 전해질(electrolyte)의 낮은 이온전도도

×

Ÿ 농도손실(Nernst 전위) : 연료와 산화제의 소모로 인해 반응표면의 농도가 낮아지

고 그에 따라 얻을 수 있는 기전력은 감소한다.

ln

∞

ln

∞

ln

∞

SOFC : 음극 손실 양극 손실

PEMFC : 음극 손실 양극 손실

(3)추가적인 손실

단전지손실 분리판손실 유동손실

▪분리판(Bipolar Pate)

① 전극과 분리판 간의 접촉저항

② rib 아래로 물질전달 저항 증가

③ 불균일한 전류생산에 의한 전류집중

④ 전극내부 in-plane 저항손실

[그림 1-5] 유동분배와 전류 수집을 위한 필수적인 구조




- 11 -

▪유동효과(Flow Field)

① 유로를 따른 연료 산화제의 소모

② 온도상승 및 연료 산화제의 농도변화에 따른 기전력의 감소

[그림 1-6] 유동효과(Flow Field)

1.1.6 고분자전해질 연료전지(PEMFC)

(1) 특징

1) 저온형, 자동차용, 소형 CHP 분산발전, 단기반복운전

2) 빠른 시동, 고가의 촉매

3) CO나 Sulfur에 의한 촉매 성능 감소(연료정화가 필요)

4) 상용화에 근접하여 연료전지 설계/구성이 중요한 단계

(2) PEMFC 구조

[그림 1-7] 고분자전해질연료전지(PEMFC) 구조




- 12 -

(3) PEMFC의 반응시의 특성

n 수분관리

▪Dry-out 현상(음극측) : 수분공급이 부족한 경우 고분자 전해막에서 수분의 증발로

인해 수분함량 및 이온전도도가 낮아져 성능이 감소

▪Flooding 현상(양극측) : 양극에서의 수분의 생성으로 인해 촉매층, 확산층, 유로에

액상의 수분이 존재하여 촉매의 활성을 떨어뜨리고, 기체의 확산을 방해하며, 유로를

막아버리는 현상

n 확산층(GDL)

▪전자전도, 기체확산을 위해 탄소섬유(직경 10㎛정도)로 만들어진 다공성 매질

▪액상수분의 원활한 배출을 위하여 PTFE 발수처리(Hydrophobic 코팅)

[그림 1-8] 확산층에서 수분의 응축실험

n 친수성과 소수성 매질

▪액상의 물은 친수성 매질의 표면을 자발적으로 적셔서, 작은 공극에 선택적으로 분

포하며, 따라서 액상의 물의 압력은 기체의 압력보다 낮음




- 13 -

▪소수성 매질에서 액사의 물은 최대한 접촉면을 줄이려고 하며, 그 결과 큰 공극에

물방울의 형태로 존재하며, 물의 압력은 기체의 압력보다 큼

▪모세관은 non-wetting phase와 wetting phase와의 압력차를 의미하며, 매질의 공극

구조 및 표면구조에 영향을 받음

sin(물방울의 경우)

▪일반적으로 액상수분의 포화도(s)의 함수(Leverett J - 함수)로 표시되며, 수분전달은

s가 높은 쪽에서 낮은 쪽으로 일어남

cos ≡

cos

(Leverett J 함

수)

[그림 1-9] 수분전달의 Leverett J 함수

n 촉매층(CL)의 구조

Ÿ 약 100㎚의 입경의 탄소입자가 모여 1㎛ 정도의 응집입자를 구성

Ÿ 탄소입자의 표면에 약 5㎚의 백금촉매 나노입자가 분산

Ÿ 탄소입자는 서로 접촉하여 전자전달을 위한 네트워크(percolated electronic

network)를 형성

Ÿ 전해질 물질은 응집입자의 표면에 거미줄처럼 엉켜서 수소이온 전달을 위한 네트




- 14 -

워크(percolated electronic network)를 형성

Ÿ 응집입자 사이에는 일정한 빈 공간이 기체전달을 위한 네트워크(percolated

electronic network)를 형성

[그림 1-10] 촉매층(CL)의 구조

1.1.7 연구의 목적

PEM 연료전지 스택은 긴 유로와 큰 열용량을 가지고 있기 때문에 부하의 변동과 같

은 운전 조건의 변화 시에 스택온도와 수분함량이 매우 느리게 변화한다. 따라서

PEM 연료전지 스택의 출력특성도 스택온도와 수분함량의 함수인 저항의 변화에 따라

긴 시간에 걸쳐 정상상태에 도달하게 된다. 본 연구에서는 Ballard 사의 1.2kW급

PEM 연료전지인 NexaTM Power Module을 가지고 부하 변화에 따른 비교적 긴 시간

동안의 과도 출력특성을 연구하였다. 이러한 연구를 통해 이전의 연구자들이 수행하였

던 1초 이내의 과도 출력특성에 대한 연구를 보완하여 PEM 연료전지 스택의 출력특

성을 더 잘 파악하고 예측할 수 있을 것이다.




- 15 -

1.1.8 PEM 연료전지 실험

(1) 실험장치

본 실험에서 사용된 1.2kW급 PEM 연료전지 스택의 스펙과 실험장치가 [표 1-2]와

[그림 1-11]에 제시되어 있다. 연료전지 스택에는 활성화 면적이 100 cm2인 전극전해막

을 가진 단위 셀 47개가 적층되어 있으며 연료 공급 장치, 공기 공급 장치, 가습 장치,

공랭식 냉각장치 등의 BOP시스템이 포함되어 있다. 과도 출력특성 실험은 1kW급 DC

Electric Load(EL-1000P, 대길전자)를 사용하여 전류 부하를 변화시키는 방식으로 수행

되었다. 실험 데이터는 RS-232통신을 이용하여 NexaTM Power Module 및 Electric

Load를 컴퓨터와 직접 연결하여 수집하였다. 과도 출력특성의 파악을 위하여 스택의

전류, 전압을 1초 단위로 수집하였으며, 스택의 온도와 공기의 유량도 측정되었다.

[그림 1-11] PEM 연료전지 실험 장치 구성




- 16 -

[그림 1-12] Ballard 사 1.2kW급 PEM 연료전지 NexaTM Power Module

Dimension 56 × 25 × 33 cm

Output voltage 22 V to 50 V

Output current <60 A

Inlet fuel pressure 70-720 kPa

Inlet air pressure Atmospheric

Stack temperature <70ºC

[표 1-3] 1.2kW급 PEM 연료전지 NexaTM Power Module의 사양

(2) 실험방법

정상상태에서의 PEM 연료전지의 출력특성을 파악하기 위하여 전류 부하를 3 A에서

30 A까지 3 A의 간격으로 변화시키며 전압을 측정하였다. 본 실험에서는 스택이 정상

상태까지 도달하도록 충분한 시간동안 운전한 후에 측정을 수행하였다. 수소극의 압력

을 5 bar로 고정하여 실험하였으며 주위 온도는 약 15ºC로 측정되었다. PEM 연료전

지의 과도 출력특성 실험은 우선 Electric Load 프로그래밍을 이용하여 부하를 5 A에

서 25 A로 계단식으로 변화시키면서 수행되었으며, 전류 부하는[그림 1-13]처럼 사각

파 형태로 나타난다. 초기에 PEM 연료전지가 안정화 상태에 이를 때까지 충분한 시




- 17 -

간동안 운전한 후에 각각의 부하조건에 대해 10분씩 유지하는 방식으로 실험하였다.

연속적인 부하 변화에 따른 PEM 연료전지의 출력특성을 파악하기 위하여 [그림 1-14]

의 삼각파 형태의 전류 부하를 주었다. 전류 부하는 5분의 주기로 각각 5 A에서 25 A

로 증가와 감소를 반복하여 실험하였다.

0

10

20

30

0 20 40 60 80 100

I (A

)(a)

[그림 1-13] PEM 연료전지 과도상태 실험의 부하 변화

0

10

20

30

0 5 10 15 20 25 30

I (A)

t (min)

(b)

[그림 1-14] PEM 연료전지 연속 실험의 부하 변화

1.1.9 실험결과

(1) 정상상태 출력 특성

일반적으로 연료전지의 정상상태 출력전압은 가역전압에서 저항손실, 활성화손실, 농

도손실을 뺀 형태로 결정된다. 그러나 실험에서 사용된 Nexa 모듈의 경우 공기극 쪽

으로 충분한 산소 공급이 이루어지므로 농도 손실은 무시 될 수 있다. 따라서 본 실험

결과로 얻어진 정상상태의 출력특성은 다음의 식 1-1과 같이 모델링한다.




- 18 -

ln (1-1)

위에서 는 가역전압으로 다음과 같다.

×

lnHO

(1-2)

정상상태에서의 측정결과와 식 1-1을 이용하여 fitting 한 결과를 [그림 1-15]에서 나타

내었다. 그림에서 전류가 증가하면 전압은 초기에 급격히 감소하다가 중기에는 선형적

으로 감소하며 끝에 가서는 약간의 변화를 보인다. 이는 저전류에서는 활성화 손실이

지배적이고, 중전류에서는 저항 손실이 지배적이며, 고전류에서는 농도 손실이 지배적

이기 때문이다. [그림 1-15]에서 농도 손실의 영향은 매우 작음을 알 수 있다.

26

28

30

32

34

36

38

0 5 10 15 20 25 30 35

ExperimentCurve fitting

V c (V)

I (A)

[그림 1-15] PEM 연료전지 스택의 정상상태 출력특성

식 1-1의 fitting 모델의 인수들은 비선형 회귀분석을 통하여 얻어졌으며, 은

0.125065 , 는 1.49612 V, 는 1.6849×10-6 A로 결정되었다. [그림 1-15]에서 보이

듯이 fitting 모델은 정상상태 PEM 연료전지의 출력특성을 적절하게 모델링하고 있음

을 확인할 수 있다.




- 19 -

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35

Rtot = 18.937 / I 0.88192 (R= 0.99994)

R tot (W

)

I (A)

(a)

[그림 1-16] 전체 저항의 Fitting

12

14

16

18

20

22

24

0 5 10 15 20 25 30 35

Ht = 13.141 + 0.36665 I (R= 0.96451)

H t (W/K

)

I (A)

(b)

[그림 1-17] 열전달 계수의 Fitting

추가적으로 정상상태 전압 손실에 대하여 보다 간단한 형태의 식 1-3에 의한 모델링

을 수행하였다. 즉, 전체 전압 손실을 다음과 같이 하나의 총합 저항 로 정의하며,

이때 은 전류의 함수가 된다.




- 20 -

(1-3)

식 1-3을 변형한 을 이용하여 을 계산하였으며, 이를 [그림

1-16]에 전류의 함수로서 나타내었다. 그림에서 은 전류가 증가함에 따라 급격히

감소하는 경향을 보이며, 상관식과 매우 잘 들어맞음을 알 수 있다. 따라서 이후의 해

석에서 식 1-1보다는 식 1-3을 이용하여 간단하게 모델링을 수행할 수 있다.

PEM 연료전지의 온도 변화는 다음의 식 1-4과 같이 간단한 집중열용량 모델을 이용

하여 모델링할 수 있다.

∞

(1-4)

여기서, 는 발열량으로 로 계산된다. 정상상태에서는 시간에 따른 온

도 변화가 0이 되므로 식 1-4를 변형하여 열전달계수 는 다음과 같이 구할 수 있다.

∞

(1-5)

[그림 1-17]는 전류에 따른 의 값을 보여주고 있는데 열전달계수는 전류가 증가함에

따라 거의 선형적으로 증가하는 경향을 보인다. 이것은 Nexa 모듈에서 전류가 증가함

에 따라 냉각 공기의 유량을 증가시키기 때문이라 여겨진다. [그림 1-17]에서 결정된

열전달계수를 이용하면 PEM 연료전지의 정상상태 온도 특성을 적절히 모델링할 수

있다.




- 21 -

(2) 과도상태 출력특성

5 A의 저전류와 25 A의 고전류 사이에서 부하를 변동시키면서 과도상태에서의 출력

특성을 파악하였다. 전류 부하를 계단식으로 변화시킨 결과를 [그림 1-18]에, 연속적으

로 변화시킨 결과를 [그림 1-19]에 나타내었다. [그림 1-18]의 그래프를 보면 5 A에서

25 A로 전류 부하를 변화시킨 경우 전압은 초기에 급격히 감소한 후에 점차 증가하면

서 정상상태에 도달하였다. 반대로 25 A에서 5 A로 전류가 감소하면 전압은 초기에

급속히 증가한 후에 점차 감소하면서 정상상태에 도달하는 것을 관찰할 수 있었다. 이

러한 경향은 스택의 온도와 밀접한 관계를 가지기 때문으로 생각되며 또한, 스택 온도

는 정상상태에 도달하는 데 걸리는 시간과도 연관된다. [그림 1-18]에서 고전류에서 안

정화 상태까지 이르는데 걸리는 시간이 저전류일 경우 보다 짧음을 확인할 수 있다.

[그림 1-19]에서 보여진 연속적으로 전류 부하를 변화시킨 경우 온도는 실험 시 운전

시간이 짧아서 정상상태에 도달하지 못한 것으로 여겨진다.

24

26

28

30

32

34

36

38

15

20

25

30

35

40

45

50

0 20 40 60 80 100

V c (V) Ts (C)

t (min)

[그림 1-18] 부하변화에 따른 스택 전압과 온도의 과도상태 특성




- 22 -

28

30

32

34

36

38

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30

V c (V) Ts (C)

t (min)

[그림 1-19] 연속적인 부하변화에 따른 스택 전압과 온도의 과도상태 특성

(3) 과도상태 출력특성 모델링

[그림 1-16]의 스택 온도의 과도상태 거동을 각 전류별로 모아 [그림 1-18],[그림 1-19]

에 제시하였다. 비교를 위해서 부하 전류를 변화시킨 시점을 일치시켰다. 과도상태에

서의 스택 온도는 식 1-4의 지배방정식에 의해 모델링할 수 있다. 만약 스택 온도가

에서 까지 변한다면 다음 형태의 연속적인 온도 변화를 나타내게 된다.

(1-6)

따라서 [그림 1-16],[그림 1-17]의 열전달계수 의 결과와 [그림 1-20], [그림 1-21]의

의 거동을 결합하면, 스택의 열용량 을 구할 수 있다. 5 A와 25 A의 결과에

서 계산된 스택의 열용량은 2984 J/ºC로 약 1% 이내의 편차를 보였다. [그림 1-18],

[그림 1-19]의 그래프에서는 첫 구간의 결과는 안정화 상태에 도달하지 않았기 때문에

제외하였다.




- 23 -

20

25

30

35

40

45

50

0 100 200 300 400 500 600

2nd period3rd period4th period

T s (C)

t (s)

Ts=Tl+(Th-Tl)e-0.0075t

(a)

Fitting

[그림 1-20] 스택 온도의 과도상태 특성 (25A)

20

25

30

35

40

45

50

0 100 200 300 400 500 600

2nd period3rd period4th periodT s (C

)

t (s)

Ts=Th-(Th-Tl)e-0.0050t(b)

Fitting

[그림 1-21] 스택 온도의 과도상태 특성 (5A)

일반적으로 과도상태에서의 총합저항은 전류뿐만 아니라 온도, 수분함량의 함수이다.

본 실험에서 사용된 Nexa 모듈은 충분한 가습을 유지하고 있으므로 수분함량의 영향

을 제외할 수 있다.




- 24 -

0.5

0.75

1

1.25

1.5

20 25 30 35 40 45 50

2nd peorid3rd peorid4th peorid

R tot (W

)

T (C)

Rtot(25A,Ts)=1.41-0.0067Ts(a)

Fitting

[그림 1-22] 스택 온도와 전체 저항 Fitting (25A)

3.5

4

4.5

5

20 25 30 35 40 45 50

2nd peorid3rd peorid4th peorid

R tot (W

)

T (C)

Rtot(5A,Ts)=5.22-0.028Ts(b)

Fitting

[그림 1-23] 스택 온도와 전체 저항 Fitting (5A)

[그림 1-22],[그림 1-23]은 5 A 및 25A에서의 총합저항을 온도에 대하여 제시하고 있으

며, 온도가 증가하면 총합저항은 감소하는 경향을 보였다. 그림에서 총합저항은 온도

의 선형적인 함수로서 적절히 모델링될 수 있음을 확인할 수 있다.




- 25 -

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100

ExperimentModeling

V c (V)

t (min)

(a)

[그림 1-24] 실험값과 모델링 결과의 출력 전압 비교

0

10

20

30

40

50

0 20 40 60 80 100

ExperimentModeling

T s (C)

t (min)

(b)

[그림 1-25] 실험값과 모델링 결과의 스택 온도 비교

이상의 실험과 실험결과의 해석을 통해 PEM 연료전지의 과도상태 출력특성을 모델링

하는 인자들을 도출하였으며, 이를 이용하여 간단한 해석을 수행하였다. 해석 결과를

[그림 1-24], [그림 1-25]에 제시하였으며 적은 수의 인자들을 이용하여 비교적 잘 예측

하고 있다. [그림 1-24]의 고전류 부분에서의 오차는 본 모델에서 고려하지 못한 수분

함량의 변화나 비활성 기체의 연료극으로의 유입으로 인한 출력 손실이라 여겨진다.




- 26 -

1.1.10 결론 및 고찰

본 연구에서는 Ballard 사의 1.2kW급 PEM 연료전지인 NexaTM Power Module을 사

용하여 PEM 연료전지 스택의 출력특성을 파악하는 실험적 방법 및 간단한 해석모델

을 제시하였다. PEM 연료전지 스택의 전류, 전압, 온도 및 저항을 측정하여 과도상태

출력특성을 모델링할 수 있는 인자들을 도출하였다. 모델링의 결과는 실험결과를 비교

적 잘 설명할 수 있었으며, 향후 모델의 개선을 통해 보다 정확한 연료전지의 출력특

성 성능 예측이 가능할 것으로 판단된다.




- 27 -

1.2 PEM 연료전지 공기극 유로에서 물의 거동에 대한 CFD 해석과 가시화

실험의 비교 연구

1.2.1 연구의 목적

PEM 연료전지는 동절기 실외에서 작동될 때 공기극 유로 내 잔류 수분의 동결로 인

해 스택의 파손을 가져올 수 있다. 이는 수소의 누출로 연결되어 폭발의 위험성을 내

포한다. 또한, 공기의 유입속도가 감소하면 아크릴 유로에서 정체되는 수분이 많아진

다. 테프론 유로는 공기의 유입속도가 감소하여도 수분배출에 있어 큰 차이는 없었지

만, 정체되는 수분은 약간 증가하는 것을 볼 수 있었다. 본 연구를 통해 공기극 유로

형상과 재질을 선정하여 수분 배출을 원활하게 함으로써 팬의 작동을 최소화하여

PEM 연료전지의 효율을 높이며, 채널 내 잔류 수분을 줄임으로써 동파를 방지하여

스택 파손에 의한 수소 누출의 위험성을 줄일 수 있을 것이라 사료된다.

1.2.2 PEM 연료전지 가시화 실험장치

본 연구에서는 [그림 1-26] (a)에서 보여진 것와 같은 PEM 연료전지의 전형적인 분리

판 형상을 고려하여 실험 장치를 구성하였다. 유로의 형상은 일반적으로 많이 채용되

는 직사각형 단면으로 가정하였으며, 높이는 1 mm로 고정되고 폭은 각각 1 mm 또는

2 mm를 가지는 2 종류의 직사각형 유로로 제작하였다. 제작된 모델 유로판의 크기는

100 mm × 100 mm이며 그 전체적인 형상이 [그림 1-26] (b)와 (c)에 제시되어 있다.

[그림 1-26] (b)는 아크릴(Acrylic) 재질로 만들어진 모델 유로를 보여주는데, 유로 단면

크기에 따른 2 종류, 유로 패턴 변화에 따른 2 종류로 모두 4종류를 확인 할 수 있다.

[그림 1-26] (c)는 테프론(Teflon) 재질로 만들어진 유로 패턴을 보여준다.

모델 유로는 우선 확산층인 발수 처리된 탄소지(carbon paper)를 제일 아래에, 다음으

로 유로 패턴 부분을 제거한 1 mm 두께의 아크릴 또는 테프론 판을 가운데에, 그리

고 관찰창 역할을 수행하는 투명한 아크릴 판을 제일 위에 두고 단단히 체결하여 구

성하였다. 실험에 사용된 아크릴은 물과의 접촉각이 약 80°인 친수성 재질이며 반대로

테프론은 약 120°의 접촉각을 가지는 전형적인 소수성 재질이다. 탄소지의 경우 일반

적으로 약 150° 정도의 접촉각을 가지는 것으로 알려져 있다. 본 연구에서는 실제

PEM 연료전지가 운전되지 않으므로 물이 생성되지 않는다. 따라서 정밀한 유량제어

가 가능한 주사기 펌프(syringe pump)를 이용하여 직접 유로 내로 물을 주입하여 실

험을 수행하였다. 또한 유로를 흐르는 공기의 유량은 볼 유량계를 이용하여 제어하였

으며 디지털 현미경(AM313, Dino-digital)을 사용하여 물의 거동을 가시화 하였다.




- 28 -

(a) Sample flow channel (b) Acrylic flow channel (c) Teflon flow channel

[그림 1-26] 유동 가시화 실험 유로 모델

1.2.3 실험방법

(1) 물의 유량

PEM 연료전지의 양극에서는 수소와 산소의 전기화학반응에 의해 수분이 지속적으로

생성된다. 이러한 수분은 완전 가습 조건에서 액상의 물로서 연료전지로부터 배출되

며, 이때 양극에서 배출되는 물의 유량은 다음의 식 1-5와 같이 결정된다.

×

(1-5)

여기서 는 Faraday 상수로 96485 C/mol이다. 식 1-5에서 는 유효 전기삼투(electro-

osmosis) 계수로 일반적인 값인 0.5로 가정하였다. 0.6 A/cm2의 전류밀도로 운전되는

10 cm × 10 cm의 셀을 가정하여 전류 는 60 A로 설정하였다. 따라서 출구 근처 유

로에서의 물의 유량은 식 1-5에 의해 약 1.1×10-5 l/s로 계산된다. 본 실험에서는 이상

에서 계산된 물의 유량을 정량 주사기 펌프를 이용하여 유로 내로 주입하였다.

(2) 공기의 유량

공기극 유로를 흐르는 물의 거동 특성은 공기의 유량에 의해 큰 영향을 받는다. 공기

극으로 투입되는 공기의 유량은 PEM 연료전지에서 생산되는 전류에 비례하여 증가시

켜야 하며, 따라서 다음 식 1-6과 같이 계산된다.

×

×

× (1-6)




- 29 -

본 연구에서는 PEM 연료전지가 65 C〫, 1 atm의 작동조건 및 완전 포화된 공기를 사

용하는 것으로 가정하였다. 이 경우 식 1-6의 습공기중 산소의 몰분율 는 약 0.16이

되며,

는 27.7 l/mol로 계산된다. PEM 연료전지에서는 유로를 따라 산소가 소

모되는 것을 고려하여 공기 과잉률 을 약 3 정도로 설정하여 운전한다. 따라서 공

기의 유량은 대략 0.08169 l/s 정도이며, 이 유량이 정해진 갯 수의 병렬유로를 통하여

흐르게 된다. 본 연구에서는 1 mm × 1 mm 크기의 정사각형 유로에 공기가 평균 10

m/s의 속도로 흐르는 것을 표준조건으로 설정하여 전산 해석 및 가시화 실험을 수행

하였다.

1.2.4 전산 해석

CFD를 이용한 전산해석은 최대한 가시화 실험과 동일한 조건하에서 수행되도록 하였

다. 즉, 유로의 형상은 가시화 실험과 마찬가지로 폭 1 mm 및 2 mm의 두가지 모델

로 구성하였으며, 유로의 깊이는 1 mm로 고정하였다. 공기의 유입 속도는 입구에서

10 m/s로 설정하였으며, 전산해석 모델에서는 물방울이 유로 내에 미리 존재하는 것

으로 초기조건을 설정하고 해석을 수행하였다. 전산해석에는 상용 CFD 코드인

FLUENT 6.2를 사용하였다.

1.2.5 지배방정식

공기극 유로를 통해 흐르는 액상(lqiuid-phase) 물과 기상(gas-phase) 공기의 이상 유동

은 VOF(volume of fluid) 모델을 적용하여 해석하였다. VOF 모델에서는 기상과 액상

의 혼합유체에 대하여 Navier-Stokes 방정식을 해석한다. 또한 이상 경계에서의 표면

장력 및 고체 표면에서의 adhesion을 포함하기 위하여 접촉각(contact angle) 조건을

고려한 wall adhesion 모델을 사용한다.

∇∙

(1-7)

위의 식 1-7은 VOF 모델에서의 질량보존에 대한 연속 방정식이며, 아래의 식 1-8은

표면장력과 접촉각을 고려한 혼합유체의 운동량 방정식이다.

∇∙ ∇∇∙ ∇∇ (1-8)

해석을 위하여 물의 표면장력은 상온에서의 일반적인 값인 0.07 N/m을 사용하였

다. 액상의 물이 고체 표면에 접하여 기상과 형성하는 각을 접촉각이라 하며, 일반적




- 30 -

으로 접촉각이 90° 이하일 때는 친수성 재질, 90° 이상일 때는 소수성 재질이라 칭한

다. 아크릴 및 테프론의 재질에 따라 친수성과 소수성으로 나누어 접촉각을 달리하여

전산 CFD 해석을 수행하였다.

[그림 1-27] 아크릴 유로에서의 유동가시화 (폭 1 mm)

[그림 1-28] 테프론 유로에서의 유동가시화 (폭 1 mm)

[그림 1-29] 아크릴 유로에서의 유동가시화 (폭 2 mm)

[그림 1-30] 테프론 유로에서의 유동가시화 (폭 2 mm)

1.2.6 실험 결과

PEM 연료전지에 주로 사용되는 분리판 재료인 흑연(graphite)계열의 분리판은 약 90〫

의 접촉각을 가지는 것으로 알려져 있다. 그러나, 본 연구에서는 소수성과 친수성 재

질의 표면이 물의 배출에 미치는 영향을 파악하기 위하여 아크릴과 테프론을 선정하

여 유로를 제작하고 실험하였다. 각각의 유로에서의 물의 배출 거동 특성을 가시화 실




- 31 -

험을 통하여 정성적인 비교 평가를 수행하였다. 보다 정량적인 물 배출 능력의 평가를

위하여 물방울이 주입되어 약 300 mm의 유로를 통해 배출되는데 걸린 시간을 10회에

걸쳐 반복 측정하였다.

[그림 1-27]에서 나타낸 1 mm 폭의 아크릴 유로에서는 액상의 물이 벽면에 붙어서 필

름(막)의 형태로 이동하는 거동 특성을 확인할 수 있다. 이는 아크릴 재질의 특성인

친수성에 의한 결과이며, 전체 유로를 거쳐 물방울의 배출에 걸린 평균 시간은 대략

20 초 정도로 관찰되었다. 반면에 [그림 1-28]에서 나타낸 테프론 유로에서의 결과는

소수성 재질 표면특성으로 표면과 접촉면을 줄이는 물방울의 형태로 움직이는 물의

거동 특성이 관찰되었다. 전체 300 mm 유로 길이에서 물의 배출에 걸린 시간은 평균

2 초 정도로 측정되었으며 모든 실험 중에서 가장 좋은 배출 능력을 보였다.

[그림 1-29]와 [30]에서는 2 mm 폭을 가지는 유로에서의 물의 거동 특성을 보였다. 우

선 [그림 1-29]의 아크릴 유로에서도 폭 1 mm 유로의 가시화 결과와 유사하게 친수성

재질에 대한 영향으로 벽면에 붙어서 물이 이동하는 거동을 확인할 수 있었다. 특히

유로 패턴의 굴곡 부분에는 물이 장시간 정체하는 것을 관찰할 수 있었다. 측정된 물

방울의 평균 배출시간은 약 19 초 정도로 측정되었다. 폭 2 mm 테프론 유로에서 물

방울이 배출되는데 걸린 평균 시간은 약 3 초로 양호하게 나타났다. 하지만 물방울은

유로 내에 정체하는 부분이 많아지는 것으로 관찰되었으며, 이는 속도가 일정한 상황

에서 유로의 단면적이 증가하면 물방울이 받는 힘이 상대적으로 작아져 물의 배출이

원활하지 못하게 되는 것이라 사료된다.

1.2.7 전산해석 결과

소수성과 친수성 표면에 대하여, 또한 폭이 1 mm와 2 mm로 다른 두 가지의 유로 형

상에 대하여, 즉 가시화 실험과 동일하게 총 4가지의 경우에 대하여 전산 해석을 수행

하였다. 기하학적 해석 모델은 굴곡 부분을 포함한 약 60 mm 길이의 유로로 설정하

였다. CFD 해석을 통하여 가시화 실험에서 관찰된 일반적인 물의 거동 특성과 유사한

계산 결과를 얻을 수 있었다. 또한, 정량적인 결과의 비교를 위하여 해석모델의 검사

체적에서 물방울이 배출되는데 걸린 시간을 계산하였다.

1 mm의 폭을 가지는 친수성 재질의 유로에서의 결과가 그림 1-31에 제시되었으며,

가시화 실험과 유사하게 벽면을 따라 물이 이동하는 거동을 확인할 수 있다. 해석모델

로부터 물방울이 배출되기까지 걸린 시간은 약 0.0443 초로 계산되었다. 동일한 형태

의 유로에서 표면이 소수성인 경우의 결과를 [그림 1-32]에 나타내었다. 해석 결과, 액

상의 물은 물방울의 형태로 유로 내를 마치 떠다니는 것처럼 이동하는 거동을 보였다.

물방울이 해석모델의 출구로 배출되는데 걸린 시간은 0.0195 초로 가시화 실험 결과와

마찬가지로 가장 빠른 배출특성을 보였다.

[그림 1-33]과 [34]에는 2 mm 폭의 친수성 및 소수성 유로의 전산 해석 결과가 제시

되어 있다. 유로의 폭이 커지는 경우, 표면의 친수성, 소수성과 관계없이 유로 패턴의




- 32 -

굴곡 부분에서 물이 정체되는 현상이 심화됨을 확인하였다. 이러한 현상으로 인해 물

의 배출 특성은 폭이 좁은 유로 보다 나빠지는 것으로 판단된다. [그림 1-33]의 친수성

유로(폭 2 mm)의 경우에 물방울의 배출 시간이 약 0.0366 초로 계산되었으며, [그림

1-34]의 소수성 유로의 경우에는 배출 시간이 약 0.0290 초로 계산되었다.

[그림 1-31] 친수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 1 mm)

[그림 1-32] 소수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 1 mm)

[그림 1-33] 친수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 2 mm)

[그림 1-34] 소수성 유로에서의 유동해석 결과 (폭 2 mm)




- 33 -

1.2.8 결론

본 연구에서는 PEM 연료전지의 유로 형상 및 유로 표면의 재질이 물의 배출 거동 특

성에 미치는 영향을 실험 및 해석적으로 확인하였다. 친수성 재질의 아크릴과 소수성

재질의 테프론을 가지고 직사각형 유로 단면의 폭을 1 mm, 2 mm 변화시킨 총 4가지

유로를 제작하여 유동 가시화 실험을 수행하고 또한 이를 CFD를 통해 해석하였다. 가

시화 실험 결과, 유로에서 물의 거동은 표면 재질에 따라 매우 큰 차이를 보이는 것으

로 확인되었다. 각각의 유로의 물 배출 능력의 정량적인 비교 평가를 위하여 물이 유

입되어 배출되기까지 걸린 시간이 가시화 실험 동안 측정되었다. 소수성 재질의 1

mm 폭을 가지는 유로가 평균 2 초의 가장 빠른 배출 시간을 보였으며, 굴곡 부분을

포함한 약 60 mm 길이의 유로에 대한 전산해석의 결과에서도 약 0.0195 초의 가장

빠른 물의 배출 시간이 계산되었다. 친수성 유로에서 폭이 넓어지는 경우 점성저항이

작아져 물 배출 시간이 빠르게 나타났으며, 소수성 유로에서는 폭이 좁아질수록 배출

시간이 빨라지는데 이는 유동항력이 커지지 때문이라 사료된다.

본 논문의 가시화 실험 및 전산해석 결과, PEM 연료전지의 공기극 유로를 통한 물의

원활한 배출을 위해서는 유로의 형상과 표면의 재질을 적절하게 선정하여야 함을 확

인할 수 있었다. 2 mm의 폭을 가지는 유로에서는 굴곡 부분에 물의 정체가 빈번하게

발생함을 가시화 실험 및 전산해석 모두에서 확인할 수 있었으며, 또한 물의 원활한

배출을 위해서는 소수성 재질의 유로 표면이 더욱 유리함을 실험을 통해 확인하였다.

PEM 연료전지의 적절한 수분 관리는 연료전지의 효율 및 내구성 을 향상시키는 데

필수적인 요소이다. 적절한 유로 형상의 설계 및 분리판 재질의 선정은 유동에 의한

물의 배출을 원활하게 할 수 있으며, 그 결과 연료전지의 효율 향상에 기여할 것이다.

본 연구에서 제시한 PEM 연료전지 공기극 유로에서 물의 거동 특성에 대한 가시화

결과와 전산해석과의 비교는, 향상된 물 배출 능력을 갖춘 분리판을 제작하고 유로 형

상을 설계하는 데 있어 기초 자료로 활용될 수 있을 것이다. 또한, 동절기 실외 운전

시 잔류 수분에 의한 스택 파손을 방지할 수 있을 것이라 사료된다.




- 34 -

1.3 가습 조건에 따른 고분자전해질 연료전지 성능평가 연구

1.3.1 연구 목적

세계적으로 유가상승과 환경오염의 심화로 인해 대체에너지의 필요성이 대두되고

있다. 고분자전해질 연료전지는 수소를 연료로 하는 발전장치로서, 화석연료를 대체할

수 있는 친환경적인 발전장치이다. 전기화학반응을 통해 직접 전기를 생산하여 카르노

(Carnot) 사이클의 영향을 받지 않으며, 이때 발생되는 열을 회수하면 전체 효율이

80% 이상되는 고효율 발전장치이다. 고분자전해질 연료전지는 빠른 응답특성을 가지

고 있기 때문에, 가정용이나 차량용으로의 상용화가 빠르게 진행되고 있다.

고분자전해질 연료전지의 성능에 가장 많은 영향을 미치는 부분 중의 하나는 연료

전지 내부에서의 물질 전달이다. 그 중 물 관리는 물질 전달에 큰 영향을 미치는 변수

로 연료전지 반응 시 생성되는 물의 적절한 제어는 연료전지의 성능 및 내구성 향상

을 위한 중요한 문제이다.

고분자 연료전지의 경우 일반적으로 Nafion 고분자 전해질막을 사용하게 되는데,

이 고분자 전해질막은 수분의 함량에 의해 수소이온전도도가 변하여 효율을 변화시키

게 된다. 고분자막이 충분히 가습되면 연료전지의 효율은 높아지지만, 가습장치의 과

다한 전력 소비로 인해 전체 효율은 낮아진다. 또한 과다한 가습으로 인해 Flooding

결함을 발생하여 기체 확산층에서 공기의 흐름을 방해하여 효율을 떨어뜨리거나, 고분

자 전해질막 내부의 가습이 충분하지 못하여 전해질막이 마르는 Dry-out 결함이 발생

하여 연료전지의 효율을 떨어뜨리는 원인이 된다. 상대습도로 표현되는 수소극과 산소

극의 입구 가습조건은 고분자전해질 연료전지의 성능을 결정하는 중요한 변수이다. 따

라서 본 연구에서는 25 cm2 크기의 전극막 접합체(MEA)를 사용하는 단전지에서 수소

극의 입구 가습조건은 상대습도를 100%로 설정하여 공급하였으며, 공기극은 가습조건

을 100%와 무가습으로 변화시켰다. 또한 단위 셀을 가열하여 작동 온도를 조절하여

고분자전해질 연료전지의 성능평가를 수행하였다.




- 35 -

1.3.2 실험장치

연료전지 운전 시 가습장치에 소모되는 에너지를 최소화하여 연료전지의 전체 효율

을 높이고, 물 관리를 통해 연료전지의 내구성 및 동절기 실외 운전 시 잔류 수분으로

인한 기계적인 결함을 줄이는 목적으로 본 연구를 수행하였다. [그림 1-34]는 고분자전

해질 연료전지 성능평가 실험 장치이며, 그림 1-35는 성능평가를 위한 시스템의 개략

도를 나타내고 있다.

실험 셀은 25 cm2 크기의 전극막 접합체를 사용하였으며, 연료는 순수 수소와 산화

제로는 공기를 공급하였다. 본 실험에서 수소는 100% 가습된 상태로 연료전지로 공급

되며, 공기는 100%와 무가습 상태로 연료전지에 공급된다. 또한 반응 후 남은 수소와

공기는 기수분리기를 거쳐 대기 중으로 배출된다. 본 실험에서 무가습 조건의 경우 상

온에서 공기가 셀로 유입되므로, 실제 상대습도는 실험 시 측정된 주위 온도 변화에

따라 약 5∼10% 정도이다.

단위 셀의 온도는 30∼70oC로 설정하였으며, 버블가습기의 온도를 조절하여 가습량

을 조절하였다.

[그림 1-35] PEMFC 단전지 성능실험 장비




- 36 -

[그림 1-36] 실험 장비 개략도

가습된 수소와 공기는 라인히터로 가열되는 배관을 통하여 연료전지로 공급되며, 라

인히터의 온도를 가습기의 온도보다 높게 유지시킴으로서 가습된 가스가 응축되지 않

게 하였다. 본 실험은 Electric Load(EL-300P)를 사용하여 전류 부하를 변경하는 방식

으로 수행되었다. 실험 데이터는 RS-232통신을 이용하여 Electric Load와 컴퓨터를 직

접 연결하는 방식으로, 데이터 수집 프로그램을 사용하여 1초 단위로 데이터를 수집하

였다.

1.3.3 실험방법

정상상태에서의 고분자전해질 연료전지의 성능을 평가하기 위해 Electric Load를 제

어하는 컴퓨터 프로그램을 사용하여 전류 부하를 2 A에서 15 A까지 1 A의 간격으로

변화시키는 방식으로 전압과 출력을 측정하였으며, 본 실험에 사용된 단전지의 경우

매우 빠르게 정상상태에 도달하였다.

Condition Range

Operation temperature (oC) 30∼70 oC

Humidity(%RH)H2 100 %

Air 100 % and Non-humidify

Flow rate(cc/min)H2 30 cc/min

Air 300 cc/min

[표 1-4] 실험 조건




- 37 -

연료극과 공기극의 유입 압력은 3 bar로 고정하였으며, 버블가습기를 통과한 수소와

산소는 상압으로 단위 셀에 유입된다고 가정하였다. 실험 시 주위 온도는 약 19oC, 상

대습도는 55 %정도로 측정되었다.

[표 1-3]에서는 본 실험에서 사용된 작동 온도, 가습량, 유량의 조건을 나타내고 있

다. 고분자전해질 연료전지 성능평가 실험을 위해 단위 셀로 공급되는 수소의 유량은

아래의 식 1-9에 의해 산출되었다. 연료로서 공급되는 수소는 120 bar로 탱크에 압축

되어 있으며, 압력조절기를 거쳐 3 bar로 공급된다. 이때 버블가습기를 통과하면서 상

압으로 바뀌어 단위 셀에 공급된다.

또한, 공기의 유량은 아래의 식 1-10에 의해 산출되며, 식에서 사용되는 = 96,485

(C/mol), = 25 A(C/s)이고, 공기 과잉률( )을 3으로 하여 산출되어진 유량에 맞추

어 볼유량계를 조절하여 정량적으로 공급하였다. 본 실험에서 수소는 100%의 상대습

도를 가지도록 설정하였으며, 상대습도는 버블가습기의 온도와 단위 셀의 온도차에 의

한 포화수증기압에 의해 계산되었다.

×

(1-9)

×

× (1-10)




- 38 -

1.3.4 실험 결과

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0.0

0.5

1.0

Cell Temperature at 70oC

Voltage at 100% humidity Voltage at Non-humidity

Current(A)

Voltage(V)

0

2

4

6

8

10

Power at 100% humidity Power at Non-humidity

Power(W)

[그림 1-37] 70oC 정상상태 전류-전압-전력 곡선

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0.0

0.5

1.0



Current(A)

Voltage(V)

0

2

4

6

8

10 Power at 100% humidity Power at Non-humidity

Power(W)





- 39 -

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0.0

0.5

1.0



Current(A)

Voltage(V)

0

2

4

6

8

10 Power at 100% humidity Power at Non-humidity

Power(W)


[그림 1-36]은 고분자전해질 연료전지의 단위 셀의 온도가 70oC일 때 정상상태에서

의 성능평가의 결과를 나타내고 있다. 셀의 온도가 고온일 경우 저전류에서는 가습된

공기가 유입되었을 때 좋은 성능을 보여주고 있다. 하지만 고전류에서는 가습과 무가

습의 두 경우에서 모두 현저한 전압 강하가 나타난다. 이는 희박한 연료의 공급과 화

학반응에 의한 발열에 의해 고분자전해질막이 건조해지기 때문이라 사료된다.

[그림 1-37]은 단위 셀의 온도가 50oC일 경우의 성능 곡선이다. 단위 셀 온도가

70oC일 때와 유사한 경향을 보이지만, 고전류에서 전압의 강하는 늦게 발생하는 것을

확인하였다. [그림 1-38]은 운전 온도가 30oC로 낮은 경우에서의 성능곡선을 나태내고

있다. 작동 온도가 낮을 경우 연료전지 채널 내에서는 수증기는 낮은 포화수증기압에

의해 수분이 증가하여 Flooding 현상이 나타난다. 연료전지의 작동 온도가 낮으면 공

기의 가습을 하지 않는 것이 유리할 것이다.

1.3.5 결론

본 논문에서는 유효면적 25 cm2의 고분자전해질막을 사용한 단위 셀을 구성하여,

연료전지의 작동 온도에 따른 가습 조건을 변경하여 성능평가를 수행하였다. 소용량의

고분자전해질 연료전지에서 작동 온도는 고온보다 단위 셀의 온도를 50oC정도로 유지

해주는 것이 적절하며, 공기는 무가습으로 공급하여도 성능의 저하는 크지 않을 것이

라 사료된다. 이는 연료전지의 작동 온도를 낮추고, 가습기에 소비되는 전력을 낮추어

결과적으로 연료전지의 전체 효율을 향상시키는 효과를 가져 올 것이다. 본 논문의 결

과를 통해 고분자전해질 연료전지의 가습을 적절하게 제어한다면, 연료전지 내 수분의

양을 조절하여 연료전지의 내구성을 향상시키고, 잔류수분을 최소화시켜 동절기 실외

에서 운전할 경우 결빙에 의한 기계적인 결함을 방지할 수 있을 것이다.




- 40 -

2. 가정용 연료전지의 수소 안정성 연구

2.1 가스의 물리적 상태변화에 따른 수소 응답 특성

2.1.1 수소 센서

수소 에너지가 본격적으로 상용화 될 경우 누출 검지 센서의 경우 특수한 용도로 전

문가에 의해서 사용되게 되므로 가격이 높다든지 사용방법이 까다롭다고 하여도 크게

문제가 되지 않는 반면에, 안전센서의 경우 소비자 레벨에서 다량으로 사용하게 되므

로 저렴한 가격과 간단한 구조 및 신뢰도가 무엇 보다 중요하다. 수소 센서에 대한 세

계적인 기준은 아직 확정되지 않았지만 미국의 에너지성은 수소 안전센서의 요구 사

양을 다음과 같이 제시하고 있다. 이것을 [표 2-1]에 나타내었다. 현재 소비자 레벨에

서 상용화 되어 다량으로 사용되는 수소 안전 센서는 다음의 3가지 원리를 통하여 제

작되고 있다.

측정범위 0.1∼10%

정확도 5% 이내

온도범위 -30℃∼80℃

반응속도 1초 이내

수명 5년

측정환경 상대습도 10∼80%

다른 가스에 대한 선택성 선택적

[표 2-1] 안전관리 관련법 제정 현황

(1) 전기화학식 센서

전기화학식 가스센서는 전해질 내에서 양극과 음극의 화학반응(산화 환원 반응)에 의

해 발생하는 전류 값의 변화를 감지하는 방법으로 전기화학식 가스센서는 작동 원리

에 따라 갈바닉 전지 방식과 정전위 전해방식으로 구분되며, 갈바닉 전지 방식으로는

산소 가스센서, 정전위 전해방식으로는 유독가스(CO, NO, H2S 등) 센서에 응용되고

있다.

그림은 전기화학식 갈바닉 전지 방식의 산소가스 센서의 구조를 나타내는 것으로서,

센서의 작동은 외부에서 산소가 센서 내부로 유입될 때 다음과 같은 화학반응에 의해

양극과 음극 사이에 산소 농도에 비례하는 전류가 발생하게 된다.




- 41 -

[그림 2-1] 갈바닉 방식 가스 센서

양극에서의 산화 : 2Pb + 2H2O → 2PbO + 4H+ + 4e-

음극에서의 환원 : O2 + 4H+ + 4e- → 2H2O

유독가스를 감지하기 위한 전기화학식 가스센서는 정전위 전위방식에 의해 작동되며,

대표적인 센서로는 일산화 탄소(CO) 가스센서가 있다. 일산화탄소 가스센서는 아래의

그림과 같이 세 개의 전극(working, reference, counter)으로 구성되어 있으며, 센서 내

부로 반응가스가 유입되면 각 전극에서는 다음과 같은 화학반응이 일어난다.

[그림 2-2] 정전위 방식 가스 센서




- 42 -

Working electrode : CO + H2O → CO2 +2H++2e-

Counter electrode : 1/2 O2 + 2H++2e- → H2O

Overall reaction : CO + 1/2 O2 → CO2

이러한 화학 반응에 의하여 가스농도에 비례하는 전류가 발생하며, 이때 발생된 전류

를 이용하여 가스의 농도를 결정할 수 있다. 전기화학식 가스센서는 저 전력으로 구동

하며, 작은 크기로 제작이 가능하여 휴대용 가스센서로의 개발이 가능하다는 장점을

바탕으로 환경오염 및 각종 산업현장의 대기상태를 감지 및 유지할 수 있는 다양한

제품에 응용할 수 있다.

(2) 접촉연소식 센서

가연성 가스가 산소와 반응하면 반응열이 생긴다. 접촉연소식 가스센서는 이 반응열

을 전기신호로 변환해서 검지하는 방식이다. 금속의 경우 온도가 상승하면 저항 값은

커진다. 대부분의 가연성 가스는 탄화수소이며 이들 가스가 완전히 산화되어 H2O와

CO2로 될 때 발열량은 가장 크다. 가스의 완전 산화는 저온에서는 일어나기 어렵고,

일어나더라도 그 반응속도는 대단히 늦다. 반응속도를 높이기 위해 완전 산화를 촉진

하는 촉매를 사용하는데 완전산화반응을 하게 하기 위해서는 산소가 충분히 존재하여

야 한다. 따라서 촉매표면의 산소가 과잉으로 되는 촉매가 바람직하며 촉매로는 p형반

도체세라믹과 Pd, Pt 등의 촉매가 완전산화반응에 효과적이다. 반응속도를 높이는 데

는 촉매를 사용하는 것과 함께 반응계의 온도를 높이는 것도 효과적이다. 결국 접촉연

소식 센서는 촉매를 균일하게, 될수록 많이 담지 할 수 있는 다공질세라믹스를 담체로

하고 이 담체 속에 금속열선을 내장한다. 금속열선에 전원을 인가하여 담체를 가열하

고 가스가 가열된 담체에 접촉하면 연소반응이 일어난다. 연소반응에 의하여 담체의

온도가 상승하고 담체내의 금속열선의 온도도 상승한다. 이에 따라 열선의 저항값이

변화하는데 그 변화값 ΔR은 온도변화ΔT에 비례하고, ΔT는 가연성가스의 농도와 반응

열에 비례한다. 접촉연소식 센서를 열선이 내장되어 있어 열선식 센서라 부르기도 한

다.




- 43 -

(3) 반도체식 센서

반도체식 가스센서는 세라믹 반도체 표면에 가스가 접촉했을 때 일어나는 전기전도

도의 변화를 이용하는 것이 많으며 대부분 대기 중에서 가열하여 사용되는 일이 많아

고온에서 안정한 금속산화물(세라믹스)이 주로 사용된다. 금속 산화물은 반도체의 성

질을 나타내는 것이 많고, 이중 금속원자가 과잉(산소 결핍)인 경우에는 n형 반도체,

금속원자가 결핍인 경우에는 p형 반도체가 된다. 이러한 세라믹반도체 중 전기전도도

가 크고 융점이 높아서 사용온도 영역에서 열적으로 안정한 성질을 가진 반도체가 센

서에 이용되고 있다. 반도체 가스센서는 1) 대부분 유독가스, 가연성가스에 어떤 응답

을 나타내어 감지할 수 있는 가스의 종류가 많고, 2) 센서제작이 용이하고 검출회로의

구성이 간단하다는 특징이 있다. 그러나 감지하려는 가스만을 감지할 수 있는 선택성

이 우수한 가스센서는 적고 아직도 연구개발 중에 있다. 반도체가스센서의 모재료와

촉매를 여러가지로 바꾸거나 조합하고 센서동작온도를 변경함으로써 선택성을 부여

하기도 한다. 많은 금속산화물(세라믹스)이 가스센서의 연구 대상이 되고 있는데 가장

많이 연구되어 사용 중인 것으로는SnO2 , ZnO, Fe2O3등이 있다.

[그림 2-3] 반도체 방식 가스 센서




- 44 -

2.1.2 센서의 선정

수소 센서 특성 평가를 위해 실험에 사용된 수소 센서는 접촉연소식, 전기화학식, 반

도체식의 3가지이다. 이 세 가지 센서는 수소 감지를 위해 일반적으로 널리 사용되고

대표적인 수소 센서이다. 세 가지 수소 센서는 대기 중의 수소 가스와 반응하는 작동

메커니즘에 의해 구분된다. [표 2-2]에 각 센서의 사양을 나타내었다.

OutputResponse

timeRange Accuracy

Sampling

method

Electrochemical40-200mV/

full scaleT90 < 90sec

0-100%LEL

(H2 0-4%)±3%FS diffusion

Catalytic 4-20mA/


0-100%LEL


Semiconductor4-20mA/


0-100%LEL


[표 2-2] 세 가지 수소 센서 사양

*FS: denotes full scale

[그림 2-4] 반도체식 수소 센서




- 45 -

[그림 2-5] 전기화학식 수소 센서

[그림 2-6] 접촉연소식 수소 센서




- 46 -

2.1.3 실험 장치 P&ID

[그림 2-7] 실험 장치 P&ID

수소 누출 시 응답 특성 실험을 위한 실험 장치 P&ID를 [그림 2-7]에 나타내었다.

1% 농도의 수소 가스는 수소와 질소 봄베에서 각각의 유량계를 이용하여 질소와 수소

를 체적 비율 99:1로 섞어 만들었다. 믹서는 질소와 수소의 고르게 혼합시키기 위한

장치이며 부정형의 철 솜을 넣어 혼합을 용이하게 하였다. 가습 장치는 온도 조절이

가능한 물이 들어있는 장치로서 열전대를 설치하여 물의 온도를 설정한 값에서 유지

하도록 하였다. 수소 가스가 흐르는 동안 가습이 용이 하도록 작은 방울을 만들기 위

하여 배관 끝 부분에는 미세 다공성의 성질을 기포기를 사용하였다. 히터는 온도 조절

이 가능한 열선을 감고 보온재를 감아 열손실이 없도록 만들었으며 히터 말단 부분에

서 관 내부 벽면과 닿지 않도록 열전대를 설치하여 설정 온도 값과 출구의 수소 가스

온도가 일치하도록 하였다. 수소 센서가 내부에 설치된 챔버는 수소 가스가 대기 중으

로 확산되어 농도가 떨어질 것을 고려하여 내부 공간을 최소 크기가 되도록 만들었으

며 유량은 내부 공간을 채우는데 1초 이내가 되도록 하여 확산에 의한 농도 감소 현

상 일어나지 않도록 고려하여 만들었다. 수소 센서에서 감지되는 농도는 DAQ 장비를

통하여 컴퓨터 통해 실시간 모니터링을 하며 하드에 자동으로 기록되도록 프로그래밍

하였다. 실험 장치는 [그림 2-8]에 봄베, 믹서, 히터가 나타나 있고 [그림 2-9]에 버블

가습기, 챔버, DAQ를 나타나 있다.




- 47 -

(a) Bombe

(b) Mixer

(c) Heater

[그림 2-8] 응답 특성 실험장치-1




- 48 -

(a) Humidifier (b) Chamber

(c) Writer

[그림 2-9] 응답 특성 실험 장치-2




- 49 -

2.1.4 실험 조건

가정용 연료전지 시스템에 설치되 수소 센서는 실외에 설치될 경우 외부 기후의 영

향을 받으며 개질기나 스택과 같은 내부 기기의 영향을 받아 고온 및 다습 조건에 환

경에서 처할 수 있다. 이러한 외부, 내부 환경을 고려하여 상대습도와 온도를 변수로

실험 조건을 만들었으며 이것을 [표 2-3]에 나타내었다. 총 실험의 경우의 수는 7가지

이다.

실험 고정 값

온도 변화상대습도

100%

온도(℃)

25 30 40 50

습도 변화온도

40℃

상대습도(%)

50 75 100

[표 2-3] 실험 조건

2.1.5 누출 방법과 측정

센서는 수소 농도(0~4%)에 따라 이에 비례하는 전류 신호(4~20mA)를 출력한다.

DAQ 장비를 이용하여 출력 신호를 자동으로 기록하고 전류 신호에 비례하는 수소 농

도로 변환하였다.

DAQ에서 센서 응답 기록 시작 20sec 후 1%의 수소 농도 가스를 수소 센서에 노출

시켰으며 300sec에 수소 가스 누출을 중단하였다. 동일 조건하에서 각 작동 방식별 수

소 센서에 대해 3회씩 반복 측정되었으며 그 결과를 그래프에 나타내어 비교하였다.

1% 수소 농도로 조작된 가스에 대한 응답 특성은 DAQ 장비를 이용하여 자동으로 컴

퓨터에 기록하도록 하였다.




- 50 -

2.1.6 상대습도 조절

가스가 포함할 수 있는 수분의 양은 가스의 온도에 의존한다. 실험에서 수소 가스의

상대습도를 결정하기 위하여 버블 가습기 수조의 온도와 히터에서 배관 내부의 온도

를 사용하였다. 수소 가스는 버블 가습기를 거치며 설정된 온도에서 상대습도 100%의

기체로 가습되고 히터 배관을 거치며 온도가 상승하게 된다. 버블 가습기 수조의 온도

와 상승된 가스의 온도는 100% 가습되어 있는 가스 온도의 포화압력을 기준으로 측정

직전 온도의 포화압력 비로 상대습도를 결정하는 방법에 사용되었다. 이것을 다음의

식에 나타내었다.




- 51 -

2.1.7 수소 센서별 특성 평가 실험 결과

(1) 수소 센서별 응답 특성(T=25℃, RH=75% 조건)

수소 센서별 특성 평가 실험 결과 값의 비교를 위해 일반적인 온도, 습도 상태에서

나타난 각 센서의 응답 특성을 [그림 2-10]에 나타내었다. 반도체식 수소 센서와 접촉

연소식 수소 센서는 수소 가스에 노출 된 직후 곧바로 상승하여 1%의 정상 상태 농도

에 빠르게 도달하는 것을 알 수 있었다. 하지만 전기 화학식센서는 1% 농도의 정상상

태에 도달하는데 오랜 시간이 걸림을 알 수 있다. 수치적인 비교를 위해 수소 가스 노

출 직후 정상상태에 63%까지 이르는데 걸리는 시정수를 비교해보았다. 시정수를 구하

기 위한 식을 2-3에 나타내었고 이를 통해 구한 각 센서의 시정수 값을 표 1-4에 나타

내었다. 표에 따르면 동일 조건에서 접촉연소식 수소 센서의 응답 시간이 7.19sec로 가

장 빨랐다. 반도체식 수소 센서는 9.7sec로 두 번째였으며 전기화학식 수소 센서는

55.46sec로 응답시간이 가장 느리고 나머지 두 센서와 약 45sec의 시간 차이가 났다.

센서의 신호는 전기화학식 수소 센서가 반도체식, 접촉연소식 수소 센서에 비하여 진

폭의 변화가 없어 가장 안정적이었다.

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)

Catalytic type Semiconductor type Electrochemical type

Hydrogen sensor response of three different type Tout=25°C, RH=75%

[그림 2-10] Tout=25℃, RH=75% 조건에서 세 가지 센서의 응답 특성




- 52 -

Catalytictype

Semiconductortype

Electrochemicaltype

τ

(sec)7.19 9.7 55.46

[표 2-4] 세 가지 수소 센서의 시간 상수

(2-1)

max

(2-2)

ln

(2-3)

(2) 출구 온도가 같을 때 습도에 의한 영향

출구 온도는 같고 상대 습도가 변화( RH(%) = 50, 75, 100)할 때 시간의 변화에 따른

수소 센서에서 농도를 [그림 2-11], [그림 2-12], [그림 2-13]에 나타내었다. [그림 2-11]

은 반도체식 수소 센서, [그림 2-12]는 전기화학식 수소 센서, [그림 2-13]은 접촉연소

식 수소 센서의 농도 검출 특성 결과 그래프이다. 세 가지 센서 모두 수소 가스에 노

출 된 직후 곧바로 가스를 검출하여 농도가 높아지는 모습을 확인할 수 있다. 수소 가

스가 제거된 T=300sec에서 반도체식 수소 센서와 접촉 연소식 수소 센서는 농도의 크

기가 급격히 감소하는데 비하여 전기화학식 수소 센서는 농도가 감소하는데 약 180sec

가 걸렸다. [그림 2-11]의 수소 센서는 Tout=40℃일 때 습도에 변화에 따라 센서에서

감지되는 농도 크기가 변화하는 경향이 없었다. 하지만 수소 농도 1%를 넘는 측정 경

향을 나타내었다. 전기화학시과 접촉 연소식 수소 센서 또한 반도체식 수소 센서와 마

찬가지로 습도가 변함에 따라 검출되는 농도의 크기가 변하지 않았다. [그림 2-13]의

접촉 연소식 수소 센서의 경우 지시 농도는 약 1% 이하로 감지하는 특성을 나타내었

다. 세 가지 센서는 출구 온도가 40℃일때 1~1.2% 내외의 수소 농도를 검출하는 결과

를 나타내었으며 센서에 감지되는 수소 가스의 습도가 50%, 75%, 100% 로 변화하였

지만 센서에서 검출하는 농도 크기는 작거나 커지는 특징적인 경향을 찾을 수 없었다.




- 53 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)

RH = 50% RH = 75% RH = 100%

Semiconductor type Hydrogen sensor Tout = 40°C

[그림 2-11] 반도체식 수소 센서에서 상대습도의 영향

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)

Electrochemical type Hydrogen sensor Tout = 40°C

RH = 50% RH = 75% RH = 100%

[그림 2-12] 전기화학식 수소 센서에서 상대습도의 영향




- 54 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

H 2 Con

tent

ratio

n(%

)

Time(sec)

RH = 50% RH = 75% RH = 100%

Catalytic type Hydrogen sensor Tout = 40°C

[그림 2-13] 접촉연소식 수소 센서에서 상대 습도의 영향

상대습도에 따른 센서 정상상태에서의 수소 농도 평균값을 [그림 2-14], [그림 2-15],

[그림 2-16]에 나타내었다. 정상상태는 수소 센서가 수소 가스에 노출된 후 80sec에서

수소 가스를 완전히 제거 시키는 300sec 사이의 구간이다. 이 구간은 각 센서에서 검

출되는 수소 농도가 0.63%를 넘은 구간이다. [그림 2-14]의 반도체식 수소 센서에서 습

도에 따른 평균값은 1%를 넘는 경향을 나타내었지만 습도의 변화로 농도의 크기가 커

지거나 낮아지는 경향을 나타나지는 않았다. [그림 2-15]의 전기화학식 수소 센서는

0.8~0.9% 사이의 평균값을 나타내었다. [그림 2-16]의 접촉연소식 수소센서는 반도체식

과 전기화학식 수소 센서와 마찬가지로 습도가 변함에 따라 높거나 낮아지는 경향은

없었으며 전체적인 평균 농도의 크기는 0.85~1% 사이의 값으로 낮게 형성 되었다.




- 55 -

25 50 75 100 1250.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

25 50 75 100 1250.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

Relative humidity(%)

concentration avg.H 2 Con

cent

ratio

n(%

)min

max

Semiconductor type Hydrogen sensor Tout = 40°C

[그림 2-14] 반도체식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도

25 50 75 100 1250.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

25 50 75 100 1250.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

concentration avg.

Electrochemical type Hydrogen sensor Tout = 40°C


[그림 2-15] 전기화학식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도




- 56 -

25 50 75 100 1250.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

min

concentration avg.

25 50 75 100 1250.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

Catalytic type Hydrogen sensor Tout = 40°C

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)


max

[그림 2-16] 접촉연소식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도




- 57 -

(3) 습도가 같을 때 출구 온도에 의한 영향

상대습도 100%일 때 출구 온도 변화(T(℃)=25, 30, 40, 50)에 따른 수소 센서에서 검

출되는 농도를 [그림 2-17], [그림 2-18], [그림 2-19]에 나타내었다. [그림 2-17]의 반도

체식 수소 센서의 경우 상대 습도가 100%로 일정한 상태에서 가스의 온도가 25~50℃

로 변화함에 따라 수소 센서에서 측정하는 농도의 크기는 0.9~1.3% 사이의 값을 나타

내며 측정되는 수소 가스의 농도 범위가 커짐을 알 수 있었다. [그림 2-18]의 전기화학

식 수소 센서의 경우 가스의 온도가 변화함에 따라 센서에서 측정하는 수소 농도의

크기는 0.85~1% 사이의 값을 나타내었다. [그림 2-19]의 접촉 연소식 수소 센서의 경

우 센서에서 측정하는 수소 농도의 크기는 0.3~1.1% 사이의 값을 나타내며 가장 큰

범위를 나타내었다.

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

Semiconductor type Hydrogen sensor RH = 100%

Tout = 25°C Tout = 30°C Tout = 40°C Tout = 50°C

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)

[그림 2-17] 반도체식 수소 센서에서 온도의 영향

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5


Electrochemical type Hydrogen sensor RH = 100%

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)

[그림 2-18] 전기화학식 수소 센서에서 온도의 영향




- 58 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 5000.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

Catalytic type Hydrogen sensor RH = 100%

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Time(sec)


[그림 2-19] 접촉연소식 수소 센서에서 온도의 영향

상대습도가 100% 일정할 때 가스 온도 변화에 따른 정상상태에서 수소 농도의 평균

값을 [그림 2-20], [그림 2-21], [그림 2-22]에 나타내었다. [그림 2-20]의 반도체식 수소

센서의 경우 수소 가스의 온도가 높아짐에 따라 정상상태로 지정한 구간 내에서 측정

되는 수소의 평균 농도는 점점 높아지는 것을 확인할 수 있었다. 또한 온도가 높아질

수록 최대값과 최소값의 범위가 점점 커져 오차 범위가 확대되는 것을 확인할 수 있

다. [그림 2-21]의 전기화학식 수소 센서의 경우는 가스의 온도가 높아질수록 정상 상

태에서 수소 농도의 평균값이 낮아지는 경향을 나타났다. [그림 2-22]의 접촉 연소식

수소 센서의 경우 가스 온도가 높아짐에 따라 정상 상태에서 수소 평균값이 낮아지는

경향을 나타내며 가장 큰 변화 폭을 보였다.




- 59 -

20 25 30 35 40 45 50 550.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

20 25 30 35 40 45 50 550.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Semiconductor type Hydrogen sensor RH = 100%

Tout(°C)

concentration avg.

max

min

[그림 2-20] 반도체식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도

20 25 30 35 40 45 50 550.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

Tout(°C)

Electrochemical type Hydrogen sensor RH = 100%

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

concentration avg.max

min

20 25 30 35 40 45 50 550.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

[그림 2-21] 전기화학식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도




- 60 -

20 25 30 35 40 45 50 550.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

20 25 30 35 40 45 50 550.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01.11.21.31.41.5

Catalytic type Hydrogen sensor RH = 100%

concentration avg.

H 2 Con

cent

ratio

n(%

)

Tout(°C)

max

min

[그림 2-22] 접촉 연소식 수소 센서의 정상상태 평균 수소 농도




- 61 -

2.1.8 고찰

본 연구는 수소 가스 이용 기기에서 시스템 보호를 위한 조치로 설치되는 수소 센서

의 신뢰도를 평가하기 위하여 수행되었다. 신되도를 평가하는 방법은 수소 가스의 온

도와 습도를 인위적으로 조작하여 전기화학식, 접촉 연소식, 반도체식 수소 센서등과

같이 범용적으로 가장 많이 쓰이는 세 가지 수소 센서에서 검출 되는 농도 특성을 확

인하였다. 다음의 세 가지 수소 센서는 측정 가스의 습도가 변화함에 따라 측정하는

농도 크기는 영향이 없는 것으로 나타났다. 하지만 측정 가스의 온도변화는 센서에서

검출되는 농도의 크기에 영향을 미치며 각기 다른 검출 특성을 나타내었다. 반도체식

수소 센서는 측정하는 가스의 온도가 높아질수록 농도 또한 높게 측정하는 경향을 나

타내었다. 전기화학식 수소 센서는 가스의 온도가 높아질수록 수소의 농도를 낮게 측

정하는 경향을 나타내었으며 접촉 연소식 수소센서도 마찬가지로 측정가스의 온도가

높아질수록 수소의 농도를 낮게 측정하는 경향을 나타내었다.




- 62 -

2.2 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험과 유동 가시화

2.2.1 실험 장치

수소 센서의 응답 시간 측정을 위한 육면체 챔버의 크기는 850×350×990mm로 상용화

된 연료전지 모듈의 치수를 고려하여 제작하였다. 실험 중 수소는 챔버의 바닥에서

15mm 위쪽에 직경 3mm 구멍 4개를 뚫고 삽입된 내경 2mm 관을 통해 누출되며, 누

출유량은 봄베에서 누출 관 사이에 설치된 MFC(C100M, Sierra)를 통하여 cc/s 단위로

제어되었다. 실험에 사용된 수소센서(4HYT, SensoriC)의 측정 범위는 0~4%(vol)이고

전기화학식이다. 센서의 위치는 챔버 상단 면의 중앙과 양쪽 가장 자리로부터 안쪽으

로 70mm 떨어진 곳에 수평 방향으로 부착한 경우와, 바닥에서부터 250mm, 550mm,

990mm의 위치에 수직 방향으로 부착한 경우 두 가지를 고려하였다. 센서는 농도에

따른 전압 신호를 0%일 때 40mV, 4%일 때 200mV로 비례적으로 출력하며 그 신호는

DAQ 장비를 사용하여 컴퓨터로 기록하였다. 실험 장치의 전체 개략도와 그림을 [그

림 2-23], [그림 2-24], [그림 2-25]에 나타내었다.

[그림 2-23] 실험 장치 개략도




- 63 -

[그림 2-24] 수소 센서의 위치와 누출 위치 개략도

[그림 2-25] 응답 시간 측정을 위한 실험 장치

2.2.2 실험 조건

응답 시간 파악을 위한 실험의 변수로는 센서의 배열과 유량으로 결정하였다. 센서의

배열은 챔버의 상면에 센서를 수평으로 배열한 경우와 누출관이 있는 면에 수직으로




- 64 -

배열한 경우이다. 유량은 10cc/s, 30cc/s 두 가지 경우를 실험하였다. 이것을 [표2-5]에

나타내었다.

CaseSensor

array

H2 flowrate

(cc/s)

1 H 10

2 V 10

3 V 30

H : Horizontal array

V : Vertical array

[표 2-5] 실험 조건

2.2.3 실험 방법

챔버 내 일정량의 수소를 누출시키기 위해서는 유량의 정확한 제어가 필요하다. 봄베

에서 챔버까지 이르는 관로의 중간에 MFC를 설치하였으며 설정한 유량 값에 도달 할

때까지 수소 가스는 대기 중으로 배출시켰다. 센서 신호의 측정 시작 이후 15sec 후에

수소 가스를 챔버 안에 유입 시켰으며 120sec 간 누출 시킨 후 중단시켰다. 모든 실험

의 경우 같은 방법을 사용하였다.




- 65 -

2.2.4 유동 가시화 장치

수소 센서의 응답 시간 측정에 사용된 동일 크기의 챔버를 사용하여 수소 가스 누출

시 유동 형태를 확인하기 위하여 가시화 장치를 구성하였다. 이것을 [그림 2-26]에 나

타내었다. 챔버의 전체 면적에 레이저 빛을 고르게 분사하기 위하여 분광기와 거울을

사용하였다. 이것을 [그림 2-27]과 [그림 2-28]에 나타내었다. 수소 누출 직후 수소 가

스의 유동 형태는 카메라를 이용하여 영상으로 기록하였다.

[그림 2-26] 가시화 장치 개략도

[그림 2-27] 가시화 장치-1




- 66 -

[그림 2-28] 가시화 장치-2

2.2.5 유동 가시화 방법

가시화를 위하여 빛이 없는 암실을 사용하였다. 레이저 빛은 챔버의 중앙면을 관통하

기 때문에 수소 누출 배관과 촬영 면이 일치하도록 하였다. 챔버 내부는 fog

generator를 사용하여 안개로 채우고 내부 유동이 안정된 후에 수소를 누출 시켰다.

수소 유동은 안개와 수소 가스가 섞이며 나타나는 무늬 형태를 통해 확인 할 수 있었

다.




- 67 -

2.2.6 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험과 유동 가시화 결과

(1) 챔버 내부 센서 배열에 따른 응답 시간 측정 결과

표 2-5의 실험 조건에 나타난 Case 1의 실험 결과를 [그림 2-29]에 나타내었다. 챔버

의 가운데 아래에서 수소를 누출 시킨 경우, 수소 누출 후 S2에서 32sec, S1, S3에서

35sec 동시에 신호가 감지된 후 일정 시간이 지난 후에 양쪽 챔버의 구석 면에서 농도

가 높게 측정되는 것을 볼 수 있었다. 10cc/s의 유량으로 2min동안 누출 시켰을 때

전체 체적 280ℓ에서 S1과 S3는 1% 내외의 수소 농도를, S2 에서는 0.7%의 농도를 유

지하였다.

수소는 공기보다 가벼운 기체로서 누출 시 위로 상승하게 된다. 챔버 내 수소 누출

시 높이에 따른 수소 농도의 특성을 확인하기 위하여 수직으로 센서를 배열한 조건에

서 Case 2의 실험을 진행하였으며 동일한 실험조건하에 누출 되는 유량을 변화시키며

결과를 관찰하였다. 센서의 위치는 챔버의 중앙 하단면에서 부터 250mm 위쪽에 S3,

550mm 위쪽에 S2, 상단면의 중앙에 S1을 위치 시켰다. 누출 위치는 가운데 아래로 하

였고 시간에 따른 높이 별 농도 특성을 파악하였다. [그림 2-30]의 유량이 10cc/s경우

누출 지점에서 가장가까이에 위치한 S3가 처음 반응하는 시간은 2.5sec가 걸렸다. 그

후 S2와 S3는 불규칙한 응답특성을 나타는데 이는 불규칙한 난류 현상에 의해 내부

유동이 불안정해졌기 때문으로 사료된다. 또한 110sec 지점에서는 폭발한계인 4%를

넘어서는 불규칙한 경향을 보여, 누출 초기가 오히려 더 위험할 수 있음을 알 수 있

다.[21] 그 이후 40sec가 지나고 나서 챔버 내의 농도 분포는 안정되는 양상을 보였으며

상단부에서 최대 농도는 1.581%이었다.

[그림 2-31]의 유량이 증가한 경우 S3와 처음 반응하는 시간은 17sec 이었다. 상단

면에 부착된 S1까지 도달하는 시간은 유량이 22sec로 5sec가 단축되었다. 수소 폭발

한계 4%에 도달하는 시간은 120sec 이었다.

Case 3의 경우 챔버 내 농도 분포가 안정된 후 S2에서 더 높은 농도를 나타내었는데

누출이 멈춤과 동시에 유동도 함께 멈추어 특정 부위에 정체 되는 것으로 사료된다.




- 68 -

[그림 2-29] 센서 수평 배열에서 수소 농도 신호

(유량 : 10cc/s)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225

Time(sec)

H2

Concentration(v

ol%

)

S1 S2 S3

S3_max:4.147

S2_max:3.189

S1_max:1.581

S2,S3:17.5sec

S1:27sec

[그림 2-30] 센서 수직 배열에서 수소 농도 신호

(유량 : 10cc/s)




- 69 -

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225

Time(sec)

H2

Concentration(v

ol%

)

S1 S2 S3

S3_max:4.048

S2_max:3.579

S1_max:3.098

S2,S3:17sec

S1:22sec

[그림 2-31] 센서 수직 배열에서 수소 농도 신호

(flow rate : 30cc/s)




- 70 -

(2) 유동 가시화

[그림 2-32] 챔버 내부에서 수소 유동

응답 시간 측정 실험과 비교를 위한 유동 가시화의 결과를 [그림 2-32]에 나타내었다.

수소는 누출 직후 곧바로 위로 상승하였다. 상승된 수소는 상단 면에 닿은 뒤 누출 지

점에서 먼 쪽으로 확산되는 유동 형태를 보였고 누출 지점의 반대 벽면에 부딪혀 아

래 방향으로 돌아 나가는 순환 형태를 보였다. 그러나 챔버의 중간 부분에서 누출 지

점 쪽으로 유동 방향이 결정됨에 따라 수소의 순환 영역은 챔버를 상하로 나누어 상

부에서만 일어났다. 측면에서 바라본 수소 가스의 유동은 큰 S자를 그리며 순환하였고

수소 가스는 점차 상부에 적층되어 안개와 수소 가스의 경계면이 확연해지는 현상을

관찰 할 수 있었다.




- 71 -

[그림 2-33] 전산 해석을 통한 수소 유동 Path-line

2.2.7 고찰

수소 센서에서 응답 시간 측정 실험을 통하여 챔버 내부에서 수소가 누출 되었을 때

챔버 내부에서 확산되는 경로와 농도가 분포되는 특성을 확인 할 수 있었다. 수소는

공기보다 가벼운 성질로 인해 누출 시 곧바로 상부로 올라가는 것을 수소 누출 지점

에서 가까운 센서에서 응답 시간이 빠른 것을 통하여 확인 할 수 있었다. 또한 유동

가시화 결과를 통해 수소 가스의 수직 상승 및 확산 경향을 파악할 수 있었다.




- 72 -

2.3 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험의 검증

2.3.1 전산 해석 모델

수소 센서 응답 시간 측정 실험의 검증을 위한 3D 전산 해석 모델을 [그림 2-34]에

나타내었다. 모델은 내부 공간이 비어 있는 정육면체 형상으로 실험에 사용된 챔버의

크기와 동일하게 만들었다. 모델 전체의 격자는 수소가 누출 되는 지점과 가스의 도달

시간이 측정되는 부분을 관심영역으로 지정하여 조밀하게 형성하였다.

[그림 2-34] 전산 해석 모델 격자




- 73 -

[그림 2-35] 전산 해석 모델의 수평, 수직 측정 지점

전산해석에 사용된 모델은 실험에 적용된 수소 센서의 위치와 동일한 위치에 점을

설정하고 그 곳에서 수소 농도를 기록하게 하였다. 이것을 [그림 2-35]에 나타내었으며

수소 센서를 상단면에 수평으로 배열한 경우와 측면에 수직으로 배열한 두 가지 경우

이다.

2.3.2 전산 해석 조건

해석 도구는 상용 CFD 코드인 Fluent 6.2를 이용하였다. 난류항은 Standard k-e의 해

석 모델을 적용하였다. 실험 조건에 따라 inlet에서의 유량은 10cc/s, 30cc/s 를 사용

하였다. 해석의 모든 조건은 실험의 결과와 비교를 위해 동일한 조건으로 진행 되었

다.




- 74 -

2.3.3 챔버 내 수소 센서 응답 시간 측정 실험의 검증

(a) 전산 해석 결과

Case 1의 경우 수소의 물리적 특성으로 인한 수직 상승의 영향으로 센서의 응답은 S2

반응 후 S1, S3 와의 반응으로 순차적인 반응을 하였다. 그 결과를 [그림 2-36]에 나타

내었다. 135sec 의 수소 누출 중단 시점에서는 수소 가스 부양의 영향으로 챔버 상단

면 중간의 수소 농도가 구석면에 비하여 낮게 측정되는 현상이 일어났으나 26sec 후

수소 유동이 안정됨에 따라 상다면 전체에 고른 분포를 나타내었다. 실험과 비교하여

챔버 내 센서 농도 변화 양상은 비슷하였으나 최대 농도에서의 수치적 값은 전산해석

결과가 높게 나타났다.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

Time(sec)

H2

Concentration(v

ol%

)

S1 S2 S3

S2:24sec

S1,S3:26.5sec

S2_max:2.372

S1,S3_max:2.271

[그림2-36] Case 1에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및

수소 농도 신호




- 75 -

Case 2의 실험에 관한 전산해석 결과를 [그림 2-37]에 나타내었다. 수소 누출 후 첫

반응까지 걸리는 시간은 17sec 로 실험 결과와 0.5sec 의 차이가 있었다. 누출 위치에

서 가장 근접한 S3는 누출 10sec 후 폭발 하한치인 4%를 넘었고 누출 중지 후 농도는

급격히 감소하였다. 상단면에 위치한 S1에서의 최대 농도는 2.87%로 측정되었으며 누

출 중지 후 감소하여 챔버 내 수소 유동이 안정된 후 2% 부근의 농도 분포를 나타내

었다. 각 센서의 농도 변화는 실제 실험 데이터의 불규칙한 양상보다 이상적인 변화율

을 보였으며 급격한 농도 변화가 일어나는 시간은 대부분 일치 하였다. 하지만 시뮬레

이션으로 측정된 농도 값이 전산해석 결과보다 높게 측정되는 것은 실험에 사용된 수

소 센서의 응답 특성의 영향이 있을 것으로 사료된다.

누출 유량에 따른 영향을 확인하기 위하여 전산해석 Case 3에 대한 결과를 [그림

2-38]에 나타내었다. 누출 유량의 증가는 누출 속도를 증가시키고 그에 따라 누출 되

는 벽면에서의 수소 농도는 2% 이내로 낮게 측정되었다. 이는 수소 가스의 누출 유량

에 따라 폭발 하한치인 4%를 형성하는 영역이 달라지는 것을 의미하여 모듈 내 수소

센서의 최적의 위치를 선정하는 것이 중요한 요소임을 알려주는 것이다. 수소 가스가

상단 면에 도달하는 시간은 10sec가 걸렸고 이후 상단면에서의 농도는 선형적으로 증

가하였으며 최대 4.967%를 나타내었다. 챔버 내 수소 유동이 안정된 후 높이에 따라

상단면에 수소가 적층되는 양상을 보였다.




- 76 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

Time(sec)

H2

Concentration(v

ol%

)

S1 S2 S3

S3:17sec

S2:19.5sec

S1:23sec

S3_max:4.936

S2_max:3.765

S1_max:2.87

[그림 2-37]Case 2에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및


0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

Time(sec)

H2

Concentration(v

ol%

)

S1 S2 S3

S3:16sec

S2:19.5sec

S1:25.5sec

S1_max:4.967

S2_max:4.715

S3_max:4.491

[그림 2-38] Case 3에서 센서 위치 지점의 응답 시간 및





- 77 -

(b) 실험 결과와 전산 해석 결과의 비교

실험 결과의 타당성을 입증하기 위한 방법으로 실험과 시뮬레이션에서의 센서 위치별

감지 시간을 비교하였다. Case 1에 대한 실험과 전산해석 결과의 비교를 [그림 2-39]에

나타내었다. 이 경우 실험 결과는 전산해석 결과에 비하여 감지되는 시간이 다소 늦은

양상을 나타냈다. 이는 센서응답 특성 영향으로 사료된다. 감지 시간 추이나 경향은 비

슷한 양상을 나타내었다. [그림 2-40], [그림 2-41]의 경우 실험과 전산해석 결과가 대부

분 맞는 양상을 나타내었다. 실험과 전산해석 결과 비교는 각 센서에서 수소를 감지하

는 시간이 유사함을 바탕으로 타당성을 입증 하였고 확장된 모델의 전산해석에 이용될

수 있다.

s3 s2 s10

5

10

15

20

25

30

35

40

Comparison of detect time between experimental and CFD

Sensor

Tim

e(se

c)

Experimental CFD

[그림 2-39] 센서 수평 배열에서 응답 시간 비교

(유량 = 10cc/s)




- 78 -

s3 s2 s10

5

10

15

20

25

30

Experimental CFD


Tim

e(se

c)

Sensor

[그림 2-40] 센서 수직 배열에서 응답 시간 비교

(유량 = 10cc/s)

s3 s2 s10

5

10

15

20

25

30

Tim

e(se

c)

Sensor

Experimental CFD


[그림 2-41] 센서 수직 배열에서 응답 시간 비교

(유량 = 30cc/s)




- 79 -

2.3.4 고찰

전산 해석을 통해 챔버 내부에 수소가 누출 되었을 경우 각 센서에서 응답하는 시간

과 농도의 분포를 확인하였다. 전산 해석의 결과를 통해 수소가 대기 중에 누출 되었

을 경우 상승하는 성질에 의하여 빠르게 상부로 올라감과 확산되어 챔버 내부에 퍼짐

을 알 수 있었다. 수소 센서 응답 측정 시험에서 얻은 결과와 전산해석을 통해 얻은

응답 시간의 비교를 통해 실험이 올바르게 수행되었음을 확인하였고 전산해석의 타당

성을 바탕으로 향후 확장된 모델의 전산해석을 진행 할 수 있음을 확인하였다.




- 80 -

2.4 연료전지 시스템 내부 공간 환기성능 연구

2.4.1 3차원 기하 모델

전산 해석을 위한 3차원 기하모델은 상용 연료전지 시스템의 일반적인 치수 및 설계

사항을 고려하여 구성하였다. 본 연구에서 사용된 기하모델의 간략한 형상이 [그림

2-42]에 제시되어 있다. 시스템 크기는 가로×세로×높이가 810×420×1030 mm3인 부피

350ℓ의 직육면체 공간으로 가정하였다. 시스템의 큰 공간을 차지하는 주요한 모듈인

스택(12.5ℓ), 개질기(49ℓ), 인버터(18ℓ), 제어기(20ℓ)는 직육면체 형상으로 가정하였

으며, 이들을 제외한 배관 및 기타 장치를 생략하여 모델을 단순화하였다. 따라서 전

체 기하모델의 해석영역은 시스템의 내부에서 네 가지 모듈을 제외한 약 250ℓ의 체

적으로 설정되었다.

Hydrogen leakage

Controller

Stack

Inverter

Reformer

Air inlet

Gas outlet

Front

Hydrogen leakage

Controller

Stack

Inverter

Reformer

Air inlet

Gas outlet

Hydrogen leakage

Controller

Stack

Inverter

Reformer

Air inlet

Gas outlet

Front

[그림 2-42] 3차원 해석 모델

공기 유입구는 가로×세로가 75×10 mm2인 직사각형 모양의 슬릿 여러 개로 구성되

었으며 [그림 2-43]에 나타내었다. 이러한 유입 슬릿이 높이 방향으로 6개가 일렬 배치

된 것을 한 세트로 간주하고, 슬릿 세트의 수를 1 세트에서 4 세트까지 증가시킴으로

써 공기 유입 면적의 증가가 시스템 내 수소 농도에 미치는 영향을 전산 해석 통하여

검토하였다.

배출구의 환기팬은 90×90mm2 정사각형 크기로 원형의 환기팬을 정사각형으로 단순

화 시켰다. 공기 배출구의 수직 위치는 실제 가정용 연료전지 시스템의 설계를 고려하

여 시스템 상판으로부터 아래로 300mm 떨어진 지점으로 설정하였다.




- 81 -

[그림 2-43] 공기 유입구 형상

[그림 2-44] 환기구의 형상

[그림 2-45] 수소 누출 지점

누출 위치를 [그림 2-45]에 나타내었으며 개질기에서 수소가 생산되는 점을 고려하

여 누출 위치는 스택으로 연결되는 배관 연결부로 가정하였고 개질기 하단에서 정면

과 측면 방향 두 가지 경우의 누출 위치로 전산해석을 수행하였다.




- 82 -

2.4.2 환기 팬 조건

배출구의 경계면에는 환기팬의 특성을 고려한 배출 팬 경계조건을 주었다. 해석에

사용된 환기팬의 특성 및 그래프가 [표 2-6]과 [그림 2-43]에 제시되어 있으며, [그림

2-43]의 A가 실제 연료전지 시스템에 사용되는 환기팬의 특성을, B 와 C는 각각 팬의

용량이 -30 %, +30 %로 변화된 특성 그래프이다.

[표 2-6] 환기팬의 특성

[그림 2-46] 환기팬의 특성 그래프

2.4.3 공기 유입구 조건

공기 유입구는 0 Pa의 게이지 압력(대기압) 경계 조건을 설정하였고 면적의 변화에

따라 다음과 같은 식을 이용하여 경계면에서 속도 조건으로 변화시켜 해석을 수행하

였다.

× (2-4)

2.4.4 누출 유량 조건

수소는 누출 지점에서 30 cc/s의 일정한 유량으로 시스템 내부로 주입되도록 설정

하였다. 이 유량은 일반적인 가정용 연료전지 시스템에서 정상상태에서 사용되는 수소

의 유량(22.4 lpm)의 약 10 %에 해당하는 값이다.




- 83 -

2.4.5 연료전지 시스템 내부 공간 환기특성 연구 결과

(1) 평균 수소 농도

공기 유입구의 위치를 측면으로 고정한 상태에서 유입구 면적을 변화시키며, 또한

환기팬의 특성을 [그림 2-42]과 같이 변화시키며 전산해석을 수행하였다. 해석 결과는

[그림 2-47] (a)에 유입구 면적에 따른 시스템 내부로의 공기 유량 및 평균 수소 농도

의 변화를 나타내었으며, [그림 2-43] (b)에서는 환기팬의 성능의 증감에 의한 배출 유

량이 시스템 내부의 평균 수소 농도에 미치는 영향을 나타내었다. [그림 2-47] (a)를

살펴보면, 공기 유입구의 면적이 45cm2, 90cm2, 135cm2, 180cm2로 증가함에 따라 공기

유입량은 증가하며 동시에 시스템 내부 평균 수소 농도는 낮아짐을 확인할 수 있다.

이러한 결과는 공기의 유량이 증가할수록 누출된 수소와 혼합되는 공기의 양이 증가

하여 평균 수소 농도를 낮추고, 그 결과 수소의 인화 또는 폭발 위험을 억제하도록 하

는 역할을 하기 때문이다. 이러한 경향은 [그림 2-47] (b)에서도 관찰되며 시스템 내부

평균 수소 농도의 감소를 위해서는 공기의 환기유량을 증가시켜야 함을 확인할 수 있

다.

(a)




- 84 -

(b)

[그림 2-47] (a) : 챔버 내부 평균 수소 농도와 공기 유입량

(b) : 환기 유량에 따른 평균 수소 농도

(2) 위험 영역

수소의 위험 영역은 수소 몰분율이 인화 하한인 4% 이상의 범위로 인화 요인이 존

재할 경우 화염이나 폭발을 일으킬 수 있는 영역이다. 공기 유입구 면적에 따른 시스

템 전체 체적에 대비 위험 영역의 체적비를 [그림 2-48]에 나타내었다. [그림 4-48]은

공기 유입 면적 45cm2일 때 시스템의 250ℓ 빈 공간의 약 2.3%에 해당하는 위험 영역

이 존재함을 보여준다. 이는 시스템 내부에서 폭발 및 화염의 가능성이 있는 영역이 6

ℓ에 해당하여 위험이 상당히 크다는 것을 확인 수 있다. 공기 유입 면적을 180cm2로

증가시킨 경우 위험 영역의 체적은 250ℓ의 1.1%로 약 3ℓ의 위험영역이 존재함을 확

인 할 수 있다. [그림 2-49]는 공기 유입 면적 크기에 따른 연료전지 시스템 내부 위험

영역의 크기를 가시화 것으로 공기 유입구 면적이 1set인 가장 작을 때 위험영역의 크

기가 크며 시스템 내부로 확산 경향이 큰 것을 확인 할 수 있고 2~4set로 늘어남에 따

라 위험 영역의 크기 및 시스템 내부로 확산 경향이 낮아짐을 알 수 있다.




- 85 -

0.0000 0.0045 0.0090 0.0135 0.0180 0.02250.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

1.114

1.3511.438

Dang

erou

s te

rrito

ry ra

tio(%

)

Air inlet area(m2)

2.267

[그림 2-48] 공기 유입구 면적에 따른 위험 영역의 비율

(a) intake area 45 cm2 (b) intake area 90 cm2




- 86 -

(c) intake area 135 cm2 (d) intake area 180 cm2

[그림 2-49] 공기 유입구 면적의 변화에 따른 폭발 위험 영역의 크기

공기 유입구 위치에 따른 위험 영역의 체적비를 [그림 2-50]에 나타내었다. 그림 [그

림 2-50]은 공기 유입구의 위치를 측면이나 후면에 두는 것 보다는 정면에 두는 것이

위험영역의 크기를 줄이는 것을 보여준다. 이는 공기 유입구 위치가 시스템 내부의 전

체적인 유동 패턴에 미치는 영향이 크기 때문인 것으로 판단된다. 즉, 유입구를 측면

이나 후면에 위치시킨 경우에는 유입된 공기는 내부 모듈의 유동 간섭으로 인해 매우

복잡한 패턴으로 변화되며, 결국 수소와 혼합되어 농도를 낮추는 효과가 작아진다. 이

에 비하여 정면부에 유입구가 위치되는 경우, 유입된 공기가 누출의 위험이 가장 큰

배관부를 한차례 돌아서 나가는 단순한 유동패턴이 생성되고, 그 결과 수소와의 혼합

및 배출이 향상된다. [그림 2-51]은 공기 유입구 위치에 따른 위험 영역의 크기를 가시

화한 것으로 정면 공기 유입 보다 측면 및 후면 공기 유입으로 갈수록 위험 영역의

크기가 커짐을 알 수 있다.




- 87 -

Front Side Back0.0000

0.0005

0.0010

0.0015

0.0020

0.0025

0.0030

0.0035

0.001630.00295

Dang

erou

s te

rrito

ry(m

3 )

Air inlet position

0.00163

[그림 2-50] 공기 유입구 위치에 따른 위험 영역의 체적

(a) Front intake position (b) Side intake position




- 88 -

(c) Back intake position

[그림 2-51] 공기 유입구 위치에 따른 폭발 위험 영역의 크기




- 89 -

(3) 누출 위치

공기 유입구가 정면에 설치된 경우에 대하여, 전산해석을 통해 누출 위치를 [그림

2-45]에서처럼 전면 및 측면의 2가지로 설정하여 위험 영역의 체적의 변화를 연구하였

다. 해석결과는 [그림 2-52]에서 누출 위치에 따른 위험 영역의 크기의 비교로 제시되

어 있다. 측면 누출의 경우가 정면 누출의 경우보다 위험 영역의 체적이 약 5배 증가

하였으며, 이는 약 7ℓ로 시스템 전체 체적의 2.7%에 해당한다. 이 결과는 해석된 모

든 케이스 중 가장 큰 위험 영역 비율을 나타내었다. 좁은 틈새에 수소가 누출될 경

우, 환기를 위해 유입된 공기와 수소의 혼합에 의한 농도 감소 효과는 좁은 틈새로 인

해 제한을 받게 된다. 따라서 이러한 위험 상황까지 고려한 유입구 위치의 결정이 중

요하게 된다. [그림 2-53]은 누출 위치에 따른 위험영역의 크기로서 측면 누출의 경우

가 정면 누출의 경우보다 위험영역의 크기가 큰 것을 알 수 있다.

Front Side0.000

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.00163

Dang

erou

s te

rrito

ry(m

3 )

Leakage point

0.00723

[그림 2-52] 수소 누출 위치에 따른 위험 영역의 체적




- 90 -

[그림 2-53] 수소 누출 위치에 따른 폭발 위험 영역의 크기

(4) 수소 유동 path-line

공기 유입구가 설치된 위치에 따른 시스템 내부에 유동 패턴의 변화를 고찰하기 위

하여, [그림 2-54] (a)에서 정면으로 누출된 수소가 배출되는 path line을 제시하였다.

유입구가 정면에 설치된 [그림 2-54] (a)의 경우 수소는 누출 직후 곧바로 상승하여 시

스템 상부의 공간을 거쳐 배출구를 통해 빠져나가는 것을 관찰할 수 있다. 이때 계산

된 위험 영역의 체적은 약 1.6ℓ로 시스템 체적 대비 0.6%에 해당한다. 공기 유입구가

측면에 설치된 [그림 2-54] (b)의 경우 시스템 내부의 모듈을 돌아 나가는 공기의 다소

복잡한 유동 패턴이 생겨난다. 그 결과로 수소는 위 아래로 회전하는 와류를 보이며

배출구로 빠져 나가는 거동이 관찰된다. 이때 계산된 위험 영역의 체적은 3ℓ로 공기

유입구가 정면에 설치된 경우 보다 2배 정도 커진다. [그림 2-54] (c)의 후면에 공기 유

입구가 설치된 경우의 결과로, 수소는 시스템 상부에 도달한 후 기류를 따라 다시 하

강하여 배출구로 나가는 path line을 보인다. 이때 위험 영역의 체적은 3ℓ로 예측되

며, 공기 유입구가 측면인 경우와 거의 비슷한 수준이다. 이상의 결과에서 수소 배출

의 path line은 (1) 수소의 낮은 밀도에 의해 상승하는 상승류와 (2) 시스템으로 유입

된 공기의 전체적인 유동 패턴에 의해 영향을 받는 것으로 나타났다. 따라서 공기 유

입구의 위치나 크기는 이러한 수소의 유동 특성을 고려하여 적절한 유동 패턴을 만들

어 내도록 결정되어야 한다.




- 91 -

(a) front intake position (b) side intake position

(c) back intake position

[그림 2-54] 공기 유입구 위치에 따른 누출 수소의 Path-lines




- 92 -

(a) air intake position in front panel

(b) air intake position in side panel




- 93 -

(c) air intake position in back panel

[그림 2-55] 공기 유입구 위치에 따라 변화하는 공기의 Path-lines

각기 다른 공기 유입구면에서 환기구까지 이르는 공기의 유동 패턴을 [그림 2-55]에

나타내었다. 공기 유입구가 정면에 위치한 경우 유동 패턴은 단순하지만 시스템 전체

내부를 크게 돌아나가는 패턴을 형성한다. 이러한 유동 패턴은 시스템 내부 수소가 누

출되었을 경우 빠르게 환기시킬 수 있도록 하는 이점이 있다. 또한 이러한 유동 패턴

은 환기팬에서의 환기 용량을 일정하게 유지 시켜줄 수 있다. [그림 2-55]의 (b)는 공

기 유입구가 측면에 위치한 경우를 나타내었다. (b)의 경우 공기 유입구가 정면에 위

치한 (a)의 경우에 비하여 좀 더 복잡한 유동 패턴을 형성하는 것을 확인 할 수 있다.

이것은 내부 모듈과 옆 벽면사이에서 공기 유동이 좁은 틈을 통과하며 속도가 빨라진

것에 기인하는 것으로 사료된다.




- 94 -

(a) intake area 45 cm2 (b) intake area 90 cm2

(c) intake area 135 cm2 (d) intake area 180 cm2

[그림 2-56] 공기 유입구 면적 변화에 따라 변화하는 공기의 Path-lines

공기유입구 면적에 따른 시스템 내부에서 유동 형태를 [그림 2-56]에 나타내었다. 공기

유입구는 측면에 위치한 경우이다. 이것은 실제적으로 상용화를 위한 가정용 연료전지

의 제작품의 경우 공기 유입구가 측면에 위치함을 고려한 경우이다. 그림의 패스라인

은 공기 유입구의 면적이 변화(45, 90, 135, 180cm2)함에 따라 공기 유입구에서 환기구

까지의 서로 다른 유동을 나타낸 것이다. 공기 유입구의 면적이 45cm2일와 90cm2 인

경우 패스 라인은 시스템 내부에서 고르게 확산되지 못하며 특히 환기구 부근에서 복

잡한 유동 형태를 보인다. 그러나 공기유입구 면적이 135cm2, 180cm2인 경우 그 전에




- 95 -

비하여 단순한 유동패턴을 형성하며 고르게 확산되는 것을 확인 할 수 있다. 유입된

공기는 환기구를 향하여 단순한 유동 패턴으로 빠르게 확산되며 시스템 내부 전체를

순환하는 유동 형태를 보여준다. 또한 (c),(d)의 경우 시스템 내부 모듈과 겉면 사이에

생기는 좁은 틈에서 단순하고 빠른 유동패턴을 보여주는데 이것은 시스템 내부 수소

누출 시 빠른 수소 환기를 위해 중요한 인자일 수 있다.

2.4.6 고찰

가정용 연료전지 시스템의 안전성을 위한 연구의 일환으로 시스템 내부 수소 누출에

대비한 강제 환기의 역할을 전산유체역학 해석을 통하여 평가하였다. 시스템 내부로

유입되는 공기의 유량은 유입구의 면적과 환기팬의 성능에 의해 영향을 받는다. 따라

서 가능한 많은 환기 유량을 확보하여 수소와의 혼합을 통해 시스템 내부의 평균 수

소 농도 및 위험 영역의 체적을 감소시켜야 한다. 공기 유입구의 위치는 유입된 공기

를 시스템 내부에 고르게 분포시키고 동시에 배출구로 향하는 자연스러운 기류를 형

성하도록 결정되어야 한다. 유동이 내부 구조물의 저항을 받아 와류와 같은 복잡한 기

류를 형성하거나 수소가 시스템 내부에 체류하는 시간을 증가시키지 않아야 한다. 또

한, 모든 가능한 누출 지점을 고려하여 가정용 연료전지 시스템 내부의 어떤 지점에도

일정한 기류가 도달하여야 하며, 누출된 수소를 넓은 공간으로 유도하여 공기와의 빠

른 혼합을 유도해야 한다.




- 96 -

3. 가정용 연료전지 시스템 Hazop study

3.1 가정용 연료전지 시스템의 개요

기존의 연료전지 시스템과 같은 발전 과정을 거치며, 발생되는 열을 간단히 열교환기

를 사용하여 급탕과 난방을 사용할 수 있는 시스템이다. 작동온도가 80℃ 정도이며,

이에 따른 시동과 정지가 용이하며, 동력밀도가 높아 이동 및 소형 코제네레이션 시스

템에 적합한 PEMFC(Polymer Electrolyte Membrane Fuel Cell)의 등장으로 인해 발전

이 가속화 되고 있다.

3.2 가정용 연료전지의 구성요소

가정용 연료전지는 소형 열병합발전 시스템의 하나로 연료개질 시스템, 공기 공급 시

스템, 전력 변환 시스템, 스택, 코제너레이션(Cogeneration), 자동 제어 시스템, 보조 기

기류 등으로 구성된다. 연료 개질 시스템(Reformer)은 가정용 연료전지의 연료로 사용

되는 천연가스, LPG, 석유가스, 등유 등을 수소로 변환하는 장치로서 열 교환기와 제

어기를 포함한다. [그림 3-1]은 가정용 연료전지 시스템의 구성을 나타낸다.

공기 공급 시스템은 연료전지 발전 시스템에 공급되는 산화물을 계량하고 조절하며,

가압하는 시스템으로 주로 기계적인 방법으로 연료전지 발전 시스템에 공기를 공급하

는 장치이다. 스택은 제조된 고농도의 수소와 공기 중의 산소를 전기화학적 반응을 통

해 직류전기, 열, 물 등을 발생시키는 발전 부분으로 전극, 전해질과 분리판 등으로 구

성된다. 또한 스택에서 발생된 직류전기를 교류전기로 변환시키는 장치인 인버터가 있

다. 코제너레이션은 연료변환기와 스택에서 발생하는 열을 회수해서 온수로서 저장하

고 필요에 따라 사용하는 장치이다. 아울러 주변기기(Balance of Plant: BOP)는 연료가

스와 공기를 시스템에 불어넣는 펌프와 밸브, 센서 등으로 구성 된다. 또한 전력 변환

시스템(Inverter)은 제조자에 의해 명시된 요건에 따라 출력 전력을 변환시키는 장치이

다.

[그림 3-1] 가정용 연료전지 시스템 구성도




- 97 -

3.3 수소의 특성 및 위험성

3.3.1 수소가스의 성질

수소는 원자번호 1, 원자량 1.008 g/mol로 지구상에서 9번째로 많이 존재하는 원자

로 수소분자(H2)는 상온에서 무색, 무취 무미의 기체이다. 밀도는 다른 물질 중에서도

제일 작고, 온도상승에 따라 감소하며 중량은 공기의 약 1/4이고, 기체 중에서 제일

가볍다. 제일 주목받는 성질은 열적 특성으로 비열은 커서 20℃, 1atm에서 14.891

J/g·k로 , 공기 비열의 14.05 배이다. 열전도도는 공기의 약 7배이면서 점성이 작아,

공기의 약 절반 수준이다.

수소는 모든 가스 중에서 제일 확산속도가 빠르고, 금속과 같은 물질 중에서도 급속히

확산된다. 아래 표는 수소의 물리적인 성질을 나타낸다.

분자량 2.016비점 (℃) -252.8융점 (℃) -259.1비중 (℃) 0.0695임계압력 (atm) 12.759임계온도 (℃) 32.976임계밀도(g/m3) 0.0310기체밀도 (비점)(g/m3) 0.00134액체밀도 (비점)(g/m3) 0.0708가스밀도 (20℃, 1atm)(g/m3) 83.764가스비열 (20℃, 1atm)(J/g·K) 14.89가스점도 (20℃, 1atm)(g/S·cm) 0.0000875열전도도 (20℃, 1atm)(mW/cm·K) 1.897증발열 (J/g) 445.59연소열(저칼로리값) (kJ/g) 119.93연소열(고칼로리값) (kJ/g) 141.86확산계수(공기중) (cm2/s) 0.634

[표 3-1] 수소의 물리적 성질

3.3.2 수소의 안정성

수소는 모든 기체 중에서 최소인 분자직경, 최대 확산 속도를 가지므로 미세한 간격에

서도 비산하기 쉽고, 실내에서는 폭발 하한에 이르기 쉽다. 그러나, 수소의 비중은 매

우 작고공기 중에서 부양속도, 확산속도가 크므로 야외나 창을 개방한 개방공간에서의

폭발은 거의 없어 안정성이 높다. 따라서 실내에서 상향 환기하면, 가솔린이나 프로판

과 비교하여 폭발 및 화염의 위험성은 작다. 수소, 메탄, 가솔린의안정성을 비교하기

위한 각 기체 성분 비교가 아래 표에 나타나 있다. 수소는 인체에 유해성이 없으며,




- 98 -

무색무취로 인간이 감지하는 것은 불가능하다. 따라서, 수소로 인한 질식에 유의할 필

요가 있다. 수소를 다루는데 보안대책으로는 환기설비, 보호벽, 검지기 등의 누설대책,

소화설비, 폐가스처리, 방폭 구조의 전기설비 등이 필요하며, 일상 및 정기적인 보안점

검이나 작업원의 안전교육도 함께 해야한다. 또한 수소를 다루는 기기나 장치류에 관

련한 문제로는 금속재료의 수소취성이 있다. 고온, 고압의 수소는 금속 중에 침투하여

금속취하를 야기한다. 탄소강, 저합금강, 티탄, 티탄합금 등은 수소에 의해 취화가 일

어난다. 수소를 다루는 경우에 적합한 재료로는 크롬이나 몰리브덴을 함유한 강, 오스

테나이트계 스테인레스강 등이 이용되고 있다. 특히, 고압수소를 사용하는 경우 금속

재료의 선정이 중요하다.

성질 수소 메탄 가솔린공기 중의 가연범위 4.0~75.0 5.3~15.0 1.0~7.6공기 중의 폭발범위 18.3~59.0 6.3~13.5 1.1~3.3화학양론적 조성 29.53 9.48 1.76

공기 중의 최소발화에너지 0.02 0.29 0.24자연발화 온도 858 813 501~744

화염온도 2318 2148 2470연소속도 265~325 37~45 37~43발화속도 1.48~2.15 1.39~1.64 1.4~1.7확산계수 0.61 0.16 0.05

가스의 밀도 83.764 651.19 4400소염거리 0.064 0.203 0.23

한계산소농도 5.0 12.1 11.6

[표 3-2] 수소, 메탄 및 가솔린 안정성 비교

3.3.3 수소의 위험성

수소 가스가 용기나 배관 내에 존재할 때는 산소나 점화원을 그 속에 넣지 않는 한

위험성은 없으나 공기 중에 누출되면 폭발성 혼합가스를 형성하고 점화원이 존재하면

폭발, 화재를 일으켜 주변에 대규모의 피해를 수반하게 된다. 수소는 탄화수소 류 보

다는 발화온도가 비교적으로 높지만 발화 에너지가 매우 적기 때문에 정전기 불꽃 등

에 의해서도 쉽게 점화된다. 수소의 일반적인 폭발압력은 탄화수소계열의 가스폭발과

비슷한 5~8kg/cm2가 된다. 수소의 화염은 탄화수소보다 뜨겁지만 지속시간이

1/5~1/10이고 복사에 의한 전열도 메탄의 1/4정도이며 폭발에너지는 동일부피의 메

탄이나 가솔린 증기폭발의 1/3~1/20으로 적은 편이다. 한편 수소가 갖는 물성 중에

확산속도가 빠른 것은 개방된 공간에서는 연소범위나 폭발범위의 농도에 이르기 전에

대기 중으로 쉽게 확산될 수 있으며, 밀폐 공간에서는 천정 부근에서 환기를 시킴으로

폭발이나 연소를 방지할 수 있다. 폭발과 관련하여 몇몇 실험자가 밝힌 주요 특성을

다른 가스와 비교 정리하여 보면 다음과 같다.




- 99 -

Ÿ 공기 중에서 폭발농도 범위에 따른 위험지수가 18.5(산소 중에 23.5)로 천연가스

2.62, 프로판 3.3, 일산화탄소 6.0에 비해 가장 넓으며

Ÿ 폭굉 농도 범위에 따른 위험지수 역시 공기 중에서 3.3(산소 중에 6)으로 일산화탄

소 2.4, 암모니아 3.0으로 이것 또한 넚은 범위이다.

Ÿ 점화 에너지는 황화탄소보다는 약간 크나 10-5J 급으로 프로판의 20배, 톨루엔의

100배정도로 가장 낮은 그룹에 속하며

Ÿ 폭약에 의하여 점화시키는 경우에도 메탄의 2만분의 1,프로판 5~60분의 1정도만으

로도 쉽게 기폭되며

Ÿ Safe gapdms 0.29mm로 메탄의 1/5, 프로판의 1/3 정도로 매우 적은 허용틈새를

갖고 있고

Ÿ 소염거리는 에틸렌과 비슷하나 0.019cm로 일반가스에 비해 수분지 1의 길이를 요

규하고 있으며

Ÿ run up length 역시 프로판은 10m/s의 화염속도의 경우 10lm를 필요로 하고 있으

나 수소는 m 이내에서도 폭굉으로 발전한다는 점을 들 수 있다.

이러한 수소에 관한 연구는 실용화를 앞두고 수소의 경제적 생산 기술과 저장기술 및

이용기술 등에 초점을 맞추어 많이 수행되어 왔으며 현재도 이에 대한 연구가 매우

활발한 상태이나 수소의 위험성과 관련한 연구는 국내의 두 세기관에서 관심을 가질

뿐 활발하지 못한 실정이다.

3.3.4 수소에 대하여

수소 에너지는 공해물질이 배출되지 않아 대체 에너지의 가장 이상적인 매개체라고

할 수 있다. 또한 수소를 얻을 수 있는 원료로 물은 풍부하게 존재하고 있으며, 여러

가지 1차 에너지를 이용하여 제조 가능하다. 따라서 화석연료와 같은 자원 매장량의

관점에서 미래의 에너지원으로 제약받지 않는다. 수소가 연소되거나 전기로 변환되어

산출된 물은 환경에 완전 무해하고 대사용이 가능하다. 수소의 사용은 기후변화 원인

물질의 배출을 줄일 수 있고 대기오염 물질을 줄일 수 있으며, 그로 인해 지구 온난화

방지에도 기여한다. 수소에너지 시스템은 다양한 에너지원으로부터 생산되어 저장, 수

송되고 전기적 이용, 산업, 가정, 자동차, 비행기, 공장 등에서 사용된다. 그 외에도 활

용범위가 넓고, 다양하기 때문에 미래의 에너지 시스템 원동력으로 이상적이다. 그러

나 수소를 사용함에 있어 안정성이 문제점으로 제시되는데, 이는 폭발범위가 크고, 착

화가 용이하고, 수소의 화염은 무색으로 식별이 어려운 반면, 확산 및 화염속도가 크

기 때문이다. 수소가스를 효율적인 에너지원으로 이용 및 실용화하는데 필수 선결 과

제인 안전관리 시스템을 구축하기 위하여 수소 사고 사례분석, 물리적 메카니즘 규명,

정성적 정량적 안정성 평가 및 사고 차단 기술 개발과 같은 분석을 수행할 필요가 있

다.




- 100 -

3.3.5 가정용연료전지의 HAZOP study 필요성

(1) 수소관련 사고사례

1963년부터 현재까지 국내의 수소사고는 총 38여건으로 용기를 취급하는데 있어서 부

주의 로 인한 사고 즉 인적오류가 중요한 부분을 차지하고 있다. 국내 수소 취급 장소

및 형태별 사고 분류와 수소의 폭발이 인체에 미치는 영향을 [그림 3-2]와 [3-3]에 자

세히 나타내었다. 석유화학 공장에서의 수소 가스 사고는 수소를 원료로 사용하고 있

는 공정에서 수소침투에 의한 취성, 침식, 취급상의 부주의 그리고 재질선정 잘못으로

인한 사고들이 발생한다. 수소용기 수송 중의 사고는 수송 중에 용기전도, 용기 주변

의 화재 등으로 발생한 사고이다. 현재 국내 수소가스 사고를 분석하여 보면 대부분

폭발, 화재사고로서 수소 취급량이 적기 때문에 큰 피해를 유발하지 않았다. 그러나

수소를 에너지 매개체로 이용할 경우 대량의 수소가스가 누출될 수 있고 이때에는 [그

림 3-3]의 1937년 하이델베르그, 1983년 스톡홀름 수소 가스운 폭발 사고, [그림 3-4]의

1986년 챌린져, [그림 3-5]의1991년 Hanau 탱크 폭발 사고와 같은 큰 폭발피해가 발

생할 수 있다. 일반적으로 수소는 연료가스로 사용되고 있는 메탄이나 프로판에 비하

여 화염의 전파속도가 훨씬 크기 때문에 증기운 폭발압력이 높아 폭발 시 다른 가스

에 비해 매우 위험하다.

[그림 3-2] 수소가스 폭발이 인체에 미치는 영향




- 101 -

사고

분류

사고

건수

인명피해

(사망/부상)

폭발사고화재/

산소결핍사고원인용기

폭발

밀폐공간

폭발

가스운

폭발용기충전

및

이용사고

15 9/7 5 3 4 3

취급부주의

과충전/오충

전애드벌룬

및

풍선사고

8 2/39 - - 8 - 취급부주의

석유화학

공장

수소사고

10 3/11 - 1 2 6/1

침식,수소취성

취급부주의 등

수소용기

수송사고4 -/6 - - 1 3 취급부주의

배관누출

사고1 - - - - 1 부식

[표 3-3] 국내 수소취급 장소/형태별 사고분류

[그림 3-3] 1937년 하이델베르그 가스 폭발 사고




- 102 -

[그림 3-4] 1986년 챌린져 폭발사고

[그림 3-5] 1991년 Hanau 탱크 폭발 사고




- 103 -

(2) 수소에 대하여

수소 에너지는 공해물질이 배출되지 않아 대체 에너지의 가장 이상적인 매개체라고

할 수 있다. 또한 수소를 얻을 수 있는 원료로 물은 풍부하게 존재하고 있으며, 여러

가지 1차 에너지를 이용하여 제조 가능하다. 따라서 화석연료와 같은 자원 매장량의

관점에서 미래의 에너지원으로 제약받지 않는다. 수소가 연소되거나 전기로 변환되어

산출된 물은 환경에 완전 무해하고 대사용이 가능하다. 수소의 사용은 기후변화 원인

물질의 배출을 줄일 수 있고 대기오염 물질을 줄일 수 있으며, 그로 인해 지구 온난화

방지에도 기여한다. 수소에너지 시스템은 다양한 에너지원으로부터 생산되어 저장, 수

송되고 전기적 이용, 산업, 가정, 자동차, 비행기, 공장 등에서 사용된다. 그 외에도 활

용범위가 넓고, 다양하기 때문에 미래의 에너지 시스템 원동력으로 이상적이다. 그러

나 수소를 사용함에 있어 안정성이 문제점으로 제시되는데, 이는 폭발범위가 크고, 착

화가 용이하고, 수소의 화염은 무색으로 식별이 어려운 반면, 확산 및 화염속도가 크

기 때문이다. 수소가스를 효율적인 에너지원으로 이용 및 실용화하는데 필수 선결 과

제인 안전관리 시스템을 구축하기 위하여 수소 사고 사례분석, 물리적 메카니즘 규명,

정성적 정량적 안정성 평가 및 사고 차단 기술 개발과 같은 분석을 수행할 필요가 있

다.

(3) Hazop study의 필요성

수소는 폭발범위가 넓고 폭발 화염전파 속도가 매우 빠른 가연성 가스로서 제조, 수

송, 저장 시 누출, 확산, 점화 및 폭발 등의 위험성으로. 인해 사망, 상해로 인한 인적

손실, 생산 가동. 정지. 및 재투입 비용, 증가로 인한, 경제적. 손실. 등을 .초래할. 수.

있으며, 폭발, 차단, 방호기술. 및 설비 개발에도 상당한. 제약이 있는. 실정이다. 이러

한 수소의 특성으로 인해 수소를 주 연료로 사용하는 연료전지의 실제적인 위험성 및

위험 감지 수단이 반드시 필요하지만 마땅한 분석 방법이나 도구가 없는 실정이다.

따라서 일반 화학적 플랜트의 위험성을 평가하는데 유용한 프로세스 안전 체크 방법

중 하나인 HAZOP study는 설계 및 제작 이전 또는 가상의 상황 하의 기기작동 시

위험성을 평가하고, 이에 따른 시설 구성물의 설계 오류 또는 오작동 및 자체결함에

따른 일탈에 의한 연쇄적인 일탈을 사전에 예상함으로서 충분한 대처안을 강구할 수

있고, 연쇄적이며, 추가적인 피해 또한 미연에 방지할 수 있는 적합한 평가방법이다.




- 104 -

3.4 Hazop study

3.4.1 Hazop study의 개요

새로운 프로세스 플랜트를 신설하는 경우나 새로운 기술을 채용한 운전을 하는 경우

에도 취급물질의 특성이나 반응 위험성을 조사하고 관계 적용법규나 설계기준에 맞추

어 목적하는 플랜트를 설계하는 일은 가능하다 물론 기존의 규칙 기준 등은 과거의

경험에 근거한 귀중한 결정체이지만 그것만으로는 설령 취급물질의 특성 반응위험성

등을 알고 있다 하여도 새로운 프로세스의 안전을 완전하게 보증하는 것은 어렵다 일

반적으로 만들어진 플랜트의 설계도면은 설계 상 잘못이나 고려하지 못한 부분이 없

는가를 각각의 전문 설계자가 체크하지만 그것이 팀에 의한 체크라고 할지라도 팀 토

론에 의한 체계적인 체크가 아니고 개인적인 체크로 그친다면 설계도면의 결함을 빠

뜨리는 경우에 있을 것이다.

또한 새로운 프로세스 플랜트에서는 드물지 않게 프로세스 일부가 계획대로 운전되지

않고 어느 정도의 이탈 벗어남 을 일으켜 프로세스에 큰 영향을 미치는 위험성이 잠

재되어 있을 경우도 있다 이러한 위험성을 방지하기 위해서는 설비의 이상이나 운전

조건의 변화 등에 의해 예기치 않았던 이상적인 운전상황이 발생한 경우를 예상하고

거기에 잠재되어 있는 문제점 위험성을 명확히 하고 그것에 의해 일어날 수 있는 현

상 프로세스에 미치는 영향 그 결과를 단계적 체계적 비판적 입장에서 체크하고 필요

한 안전대책을 실시하는 것이 필요하다. 이러한 목적 하에 1986년 ICI사에서의 Elliott

와 Owen에 의해 최초로 보고된 후 시행착오를 거듭하며 발전시켜 유용한 프로세스

안전 체크 방법을 만들어 내게 되었다. 이러한 HAZOP STUDY는 플랜트의 신설 증

설 개조시의 프로세스의 안전성 체크, 기존 플랜트의 잠재 위험원의 적출 및 기존 플

랜트의 가상 재해발생시 대처법 트러블의 발생 시의 대처법에 충실한 방법이라 인정

되어 세계 각국에서 도입하게 되었으며 일본에는 1981년에 소개 되었다. 위험원을 발

견하는 방법에는 여러 가지 방법이 있으며, Check List 방법도 그 중의 하나이지만

Check List 방법에서는 Check List가 잘 만들어져 있고 그 위에 설계자가 충분한 경험

및 지식을 갖고 있어서 Check List가 요구하는 것을 충분히 인식하고 파악하여 검토

가 이루어진다면 문제는 없다 그러나 방법에서는 그 위험원의 적출의 여부가 Check

List의 적절성과 설계자의 자질에 크게 의존한다는 것에 문제가 있다. 물론 Check List

가 불필요하다는 것이 아니고 검토의 시기 대상에 따라 . Check List 방법이 오히려

적합한 경우도 있고 Check List와의 병행으로 더욱 충실한 것이 되리라는 기대도 되

고 있다.

다음으로는 DOW방법(Dow and Mond indices, 상대 위험 수위 평가법)이 있지만 이

것은 위험원의 발견수법이 아닌 위험도를 평가하는 방법으로 그 나름대로의 효과는

적지 않지만 재해라는 것은 위험도가 큰 곳에서만 일어나는 것으로 한정할 수 없고

위험도가 낮고 모두가 안심하고 있는 곳에서 일어나는 것도 적지 않다. 결과적으로 시

간은 소요되지만 GUIDE WORD를 이용해서 전문기술자의 상상력과, 창조력을 자극하




- 105 -

고 팀을 짜서 체계적이고 비판적으로 기기 및 배관의 하나하나에 대해 거기에 잠재해

있는 위험원을 체크하고 적출하여 일어날 수 있는 결과와 영향을 파악하고 대책을 검

토하는 것에 HAZOP STUDY의 필요성과 의의가 있다.

끝으로 모든 안전 방법이 그것만으로 모든 안전을 보장하는 못한다는 것은 HAZOP

STUDY에서도 마찬가지이다 특히 신물질을 취급하는 경우에는 그 화학적 위험성의 조

사를 충분히 실시하는 것이 대전제로 된다. 그러나 PROJECT의 CHECK수단으로써

HAZOP STUDY를 필요조건의 하나로 보고 HAZOP STUDY PROJECT를 적용하는 것

에 의해 안전성은 몇 단계 향상될 것이다.

3.4.2 Hazop study의 용어

(1) HAZOP Study

장치 또는 장치의 구성요소의 오조작 또는 기능면에서의 결함에 의한 잠재 위험원을

적출하고 그 위험원이 설비 전체에 미치는 영향을 평가하여 신설 또는 기존 설비의

프로세스 및 엔지니어링 의도로써의 적합성 혹은 의도 그것을 체계적, 비판적으로 해

석하는 방법을 말한다.

(2) 설계 및 운전의 의도 또는 의도 (Design and Operating Intention)

정상조건 아래 정상적인 운전 운전정지 및 운전 개시 또는 예상한 이상조건 아래에서

프로세스 및 장치를 안전하게 가동시키려는 의도하는 것을 말한다.

(3) 이탈 (Deviation)

GUIDE WORD를 체계적으로 적용시켜 발견되는 의도로부터의 “이탈”(벗어남)을 말한

다.

(4) 위험 (Hazards)

설비나 사람에게 손상이나 손상을 끼치거나 그 외의 손실을 일으키는 원인으로 될 수

있는 이탈 을 일으키고 있는 상태를 말한다.

(5) Guide words

창조적 사고력을 도출시켜 "이탈"을 찾아내기 위해 사용하는 용어로써 구체적인

Guide word의 종류 및 정의는 [표 3-1]과 같다. 또한 [표 3-2]는 각각의 Guide word




- 106 -

별 일탈이 일어날 수 있는 원인에 대한 간략한 예시를 나타낸다.

가이드 워드 정의 예

없음

(No, Not or None)설계의도에 완전히 반하여 변수의 양이 없는 상태

흐름 없음(No flow)이라고 표현할 경우 : 검토구간 내에서 유량이 없거나 흐르지 않는 상태를 뜻함.

증가

(More)변수가 양적으로 증가되는 상태

흐름증가(More flow)라고 표현할 경우 : 검토구간 내에서 유량이설계의도보다 많이 흐르는 상태를 뜻함.

감소

(Less)

변수가 양적으로 감소하는

상태

증가(More)의 반대이며, 적은 경우에는 없음(No)으로 표현될 수 있음.

반대

(Reverse)변수가 양적으로 감소되는 상태

유량이나 반응 등에 흔히 적용되며 반대흐름(Reverse flow)이라고 표현할 경우 : 검토구간 내에서 유체가 정반대 방향으로 흐르는 상태

부가

(As well as)설계의도와 정반대로 나타나는 상태

오염(Contamination) 등과 같이 설계 의도 외에 부가로 이루어지는 상태를 뜻함.

부분

(Parts of)설계의도 외에 다른 변수가 부가되는 상태

조성 비율이 잘못된 것과 같이

설계의도대로 되지 않는 상태기타

(Other than)설계의도대로 완전히 이루어지지 않는 상태

밸브가 잘못 설치되거나 다른 원료가 공급되는 상태 등

[표 3-4] Guide word의 종류 및 정의




- 107 -

변수 이탈 가능한 원인

유량

(Flow)

유량없음

(No flow)

잘못된 흐름, 배관 막힘, 맹판 설치, 반대방향으로

설치된 체크밸브, 배관 파열, 계기·기기 결함, 잠김,

배관 동결 등유체역류

(Reverse flow)

체크밸브 결함, 사이폰(Siphon) 영향, 부적절한 압

력차이, 2방향 흐름, 긴급 벤트 등

유량증가

(More flow)

증가된 펌핑능력, 흡입측 압력증가, 토출측 압력감

소, 열교환기 튜브 누설, 오리피스 제거, 밸브의 정

렬 잘못, 제어밸브의 고장, 제어 시스템의 결함, 제

어밸브의 트림 재질 변경, 2대의 펌프 가동

유량감소

(Less flow)

배관 막힘, 배관 내 스케일 축척, 필터 막힘, 펌프

결함, 지저분함, 밀도 또는 점도 증가, 소량 누출,

배관 동력 등

오염

(Contamination)

차단밸브 또는 열교환기 튜브누설, 잘못 정렬된 밸

브, 잘못된 배관 연결, 배관 부식, 잘못된 첨가제

투입, 공기의 유입, 비정상적 밸브 작동 등조성변화

(Composition

change)

차단밸브 또는 열교환기 튜브 누설, 상변화, 부정확

한 공급원료, 품질관리 부족, 공정이상, 반응 중간

재/부산물, 층상화 (Stratification)

액면

(Level)

액면증가

(More level)

출구 흐름 차단, 유입 > 유출, 액면 제어 실패, 액

면 지시계 고장 및 오지시액면감소

(Less level)

입구흐름 차단, 누설, 유출 > 유입, 액면 제어 실

패, 액면지시계고장 및 오지시, 드레인 개방

압력

(Pressure)

압력증가

(More

pressure)

배관 서징(Surging), 고압 시스템으로 잘못 연결,

부적절한 벤트, 릴리프 밸브차단, 온도상승에 따른

과압, 정변위 펌프 토출 측 배관 차단, 제어밸브 고

장압력감소

(Less

pressure)

진공 생성, 스팀 배출, 용해되지 않는 액체, 펌프/

압축기 흡입 측 배관의 제한, 온도감소 발견되지

않은 누설, 벤트 개방 등

온도

(Temperature)

온도증가

(More

temperature)

태양 복사열, 열교환기의 튜브 막힘 또는 파열, 화

재, 냉각수 차단, 반응폭주, 열매 누설

온도감소

(Less

temperature)

낮은 대기온도, 동절기 보온, 미흡, 감소된 압력, 냉

각수 공급 과잉, 열매 공급부족

혼합

(Mixing)

혼합없음/감소

(No/less mixing)

교반기 고장, 전력공급 중단, 체류시간 감소, 물질

의 점도 증가

[표 3-5]공정의 이탈 및 가능한 원인 예시




- 108 -

변수 이탈 가능한 원인

반응

(Reaction)

반응없음/감소

(No/less

reaction)

반응물의 조성 변화, 운전조건 변화, 반응 개기제

미투입, 체류시간, 촉매 이상

반응지연

(Reaction too far)열매공급 지연, 체류시간 감소

부반응

(Side reaction)원료 조성 비율 오류, 운전 조건 변화, 오염

역반응

(Reverse

reaction)

운전조건 변화, 조성변화

점도

(Viscosity)

증가/감소

(More/less)

부적절한 물질 또는 조성, 온도제어 실패, 농도 변

화압력방출

(Relief)

부적절한

압력방출

압력방출장치 용량 오류, 압력방출장치 선정 오류,

신뢰도, 2상 흐름, 공정 증설 영향

계측장비

(Instrumentation)

부적절한

계측장비

운전개념, 계기위치, 응답시간, 경보/트립 설정치,

화재예방, 접근, 개입시간, 경보/트립 시험, 증폭기,

판넬열, 자동/수동 설비, 유틸리티 공급실패시료채취

(Sampling)

부적절한

시료채취운전절차, 안전, 교정, 신뢰도/정확도

부식/침식

(Corrosion/Erosi

on)

부식/침식 발생

내외부 부식, 임계부식(Intergranular corrosion), 응

력부식균열(Stress corrosion cracking), 유체속도 증

가

서비스실패

(Service failure)서비스 실패

계장용 공기/스팀/질소/냉각/물/수력학/전기/천연

가스 등의 공급실패, 물질의오염, 통신체계, 비상연

락체계. 가열 및 환기 시스템 실패 등비정상운전

(Abnormal

operation)

비정상 운전퍼징(Purging), 순간증발(Flushing), 시운전, 정상적

인 운전정지, 비상정지, 비상운전

유지보수

(Maintainance)유지보수 미흡

접근, 차단 개념, 오염 제거, 구출, 교육훈련, 시험,

작업허가 시스템

점화원/정전기

(Ignition/Static)

점화원 제공/

정전기 발생

접지, 보온, 전도성이 낮은 유체, 충전시 튀김, 분진

발생, 분말취급, 폭발위험장소 구분도, 화염방지기,

고온표면예비장비

(Spare

equipment)

예비장비 미흡 예비품 미확보, 예비품 불량

안전

(Safety)안전조치 미흡

독성 물질 취급, 화재/가스 감지기, 비상경보, 비상

전지능력, 소반 대응시간, 누설 감지 및 감식 훈련,

비상설비의 시험 등




- 109 -

3.4.3 Hazop 수행절차

[그림 3-6] 위험성 평가 수행 흐름도




- 110 -

3.4.4 해석시기

(1) 기본 설계단계(PFD)

Ÿ 프로세스의 치명적 결함의 적출

Ÿ 프로세스 등의 변경 필요성의 검토

Ÿ 물성 및 그 외의 기본 자료의 확인

이 단계에서 메인 프로세스 주요 기기의 중요한 사양이 결정되며 기본적인 안전설계

방향도 결정된다. 이 단계를 지나지면 주요 기기는 발주가 완료되어 본질적인 안전대

책은 대단히 어려워진다.

Ÿ 보다 안전한 촉매의 채택

Ÿ 혼합 위험에 따르는 폭주반응을 일으키는 위험성이 있는 프로세스는 Reactor를 2계

열로 나누는 것에 의한 본질적 안전화

Ÿ 반응온도를 내리는 것에 의한 폭주반응의 위험성을 회피하는 것에 의한 각종 안전

장치의 생략

Ÿ 열매체의 변경 등

이 단계에서는 P&ID는 불완전한 것으로 HAZOP STUDY 방법에 의한 상세한 검토가

아닌 Check List 등의 이용을 HAZOP STUDY병행하여 적인 사고로 기본적인 안전성

을 확인하는 것이 된다.

(2) 상세 설계단계(P&ID 작성 시)

Ÿ 설비의 위험원 적출과 구체적인 재해방지대책의 검토

Ÿ 운전 및 보전에 관계된 문제점의 표출과 대책의 검토

Ÿ 운전매뉴얼 작성에 활용

이 단계에서는 도면도 거의 완성되어 있어 HAZOP STUDY 본래의 검토가 가능하게

된다. 팀을 구성하여 study를 실시하여 그 결과를 설계에 Feed-Back한다. 또 Operator

의 Paper Training을 겸한 Study를 실시하여 운전 매뉴얼 작성에 도움이 되게 한다.

단 하드웨어적인 면으로의 대책이 비용이나 발주의 난이도 등에 의해 실시곤란한 때

는 소프트웨어적으로 대체하게 되지만 그 검토의 결과 판단의 이유, 고려한 점 등을

기록해서 남겨 둔다. 또 보전을 위한 요구는 설계에 Feed-Back시킨다.

(3) 시운전 개시 전




- 111 -

상세설계 단계에서 결정한 대책이 모두 완료되어 있는 가를 확인한다. 운전 매뉴얼도

포함해서 상세설계 단계에서 충분히 HAZOP STUDY가 행하여진 경우는 이 단계에서

검토하지 않는다.

Ÿ 설계단계의 전후 시운전 시작 직전까지를 포함 에 본질적인 변경이 일어나는 경우

Ÿ 기존 플랜트의 Copy Plant이지만 일부의 프로세스가 변경되는 경우

에 있어서는 실시되지 않는 경우는 HAZOP STUDY의 상세 설계단계로 보고 HAZOP

SYUDY를 실시한다.

(4) 기존플랜트의 개조

Ÿ 프로세스 변경 개조 때

Ÿ 잠재 위험원을 적출하는 때

(건설 또는 개조 시에 HAZOP STUDY 미실시의 플랜트 )

Ÿ 사내외에서 사고가 발생한때 유사 재해의 방지 검토

Ÿ 설비를 설계목적 설계의도와 다르게 사용하는 때

Ÿ 운전방법을 크게 변경하는 때

Ÿ Trouble Shooting의 검토 충실

(단 기존 플랜트의 개조를 실시하는 또는 플랜트 건설시의 원설계 의도 안전설계 지

침을 근거로 개조설계를 진행시킨다.)

3.4.5 팀의 구성

이 해석을 하기 위해서는 프로세스에 정통한 사람이 필요하며 필요에 따라 아래와 같

은 분야의 사람들을 포함한다.

Ÿ 설계 기술자(Design Engineer)

Ÿ 공정 기술자(Process Engineer)

Ÿ 운전 감독자(Operations Supervisor)

Ÿ 계기 설계자(Instrument Design Engineer)

Ÿ 화학자(Chemist)

Ÿ 보수정비 감독자(Maintenance Supervisor)

Ÿ 안전관리자

인원이 너무 많으면 의견종합이 나빠지므로 5명 이하로 한다. 그리고 그 중에서 리더

와 서기를 정하는데 리더는 HAZOP study의 방법을 잘 알고 있는 사람으로 한다. 리




- 112 -

더는 Guide Word를 사용하여 팀 토론을 활발하게 함과 동시에 해석이 한쪽으로 집중

되지 않도록 진행시켜야 한다. 또한 리더가 해석에 깊이 몰입하면 객관적으로 진행시

키지 못하게 되므로 주의해야 한다. 서기는 해석에 참가함과 동시에 해석의 결과를 기

록한다. 해석의 성패는 핌 멤버의 창조적 사고력에 달려 있기 때문에 팀 멤버는 해석

에 있어 적극적 비판적인 자세를 취하지 않으면 안 된다. [표 3-3]은 리더 및 팀의 각

구성원의 주요역할을 나타내고 있다.




- 113 -

팀 구성원 주요임무

팀 리더

Ÿ 팀 리더는 위험성 평가의 전반적인 책임을 진다.

Ÿ 평가의 목적과 범위 설정

Ÿ 검토 일정의 수립

Ÿ 팀의 구성 및 협조 요청

Ÿ 필요한 자료의 파악과 수집

Ÿ 편의시설이나 컴퓨터 등 장비의 준비

Ÿ 팀 구성원의 교육

Ÿ 평가회의 진행

Ÿ 최종 보고서의 작성

서기Ÿ 위험성 평가결과 기록지 작성

Ÿ 각 개선권고사항의 검토배경

공정기사

Ÿ 각 검토구간에 대한 공정 설명

Ÿ 각 공정의 기본설계 자료 제공

Ÿ 운전자료 제공

기계설계

기사

Ÿ 설비설계에 적용되는 기준 제공

Ÿ 설비 및 배관 등의 상세 자료 제공

Ÿ 일괄 공급설비의 상세 자료 제공

Ÿ 설비 및 배관의 배치도면 제공

계장 및

제어기사

Ÿ 제어계통 개념 및 제어시스템 설명

Ÿ 제어시스템의 하드웨어 및 소프트웨어에 대한 정보 제공

Ÿ 하드웨어에 대한 신뢰성 및 일반적인 고장 형태 제공

Ÿ 제어 시퀀스, 경보/트립 설정치, 자동 비상정지 등에 대한 시

험, 조정 및 보수 등에 대한 자료 제공

운전조장

Ÿ 공정배관, 계장도면 또는 운전절차 서가 실제 공정 운전과 일

치하는지 여부 확인

Ÿ 현대의 공정이 도면 등에 반영되었는지의 확인

Ÿ 상세한 운전실무와 절차의 제공

Ÿ 운전팀 관심사항의 반영

안전부서

대표

Ÿ 회사 내의 안전 표준이 반영되었는지의 확인

Ÿ 회사 내의 모든 설비에 대한 안전조치가 일관성 있게 결정되

었는지의 확인

공정화학

기술자

Ÿ 공정 내 사용되는 물질안전보건자료 제공

Ÿ 이상반응, 부산뭉, 부식 등 화학물질에 의한 잠재위험성에 관

한 자료 제공

[표 3-6] 위험성 평가 팀 구성원의 주요임무 예시




- 114 -

3.4.6 해석 자료

(1) 자료의 수집

자료는 P&ID, 흐름도, 플랜트 배치도 모형 등의 형식으로 표시된 여러 도면으로 구성

된다. 운전 지시사항, 계기 순서 제어 도표, 논리 도표 및 컴퓨터 프로그램도 추가 자

료가 될 수 있다. 때로는 플랜트 매뉴얼과 장비 제조업체의 매뉴얼이 자료가 되기도

한다. 중요한 도면과 자료는 회의 전에 HAZOP의 팀원에게 분배한다.

Ÿ PFD, P&ID 등의 Flow Diagram

Ÿ 기기도면

Ÿ 운전 매뉴얼 운전 지시서

Ÿ 플랜트 레이아웃

Ÿ 기기 리스트 계기 리스트

Ÿ 계장 시켄스(Sequence) 다이아그람 이머젼시(Emergency) 시스템 개요

Ÿ 취급물질의 물성 특성일람표 폭발 범위 반응온도

Ÿ 재해 사례

(2) 수집된 자료의 정리 및 가공

이 단계에 필요한 작업의 양은 공정의 유형에 달려 있다. 연속 공정의 경우에는 최소

로 준비해도 된다. 연구의 검토구간은 최신의 흐름도와 P&ID를 통해 회의 전에 확인

할 수 있다. 각 도면을 충분히 복사하여 회의 중에 팀원이 볼 수 있도록 해야 한다.

팀의 리더가 회의에서 고려할 예비 이탈 목록을 개발하고 팀의 목적을 기록하는 데

기준이 될 작업도를 준비하는 경우도 있다. 그러나 리더는 미리 수집한 목록을 고려할

“유일한”이탈로 간주해서는 안된다. 그러면 공정 위험을 확인할 때 팀의 창조적인 시

너지 효과가 억제되고 자기만족으로 인해 결국 위험한 이탈이 상실될 우려가 생긴다.

연구에 수반되는 학습 과정 때문에 연구가 진행될 때 다소의 변경 사항이 생길 것으

로 예상된다.

배치 공정의 경우는 주로 더 복잡한 운전과 절차(예, 반응기를 3단계 가열하고 8단계

냉각함) 때문에 보다 광범위하게 준비하는 것이 일반적이다. 절차의 분석은 배치 공정

에 대한 HAZOP 연구에서 큰 부분을 차지한다. 각 단계의 공정에서 각 용기의 상태

를 표시하는 표시장치를 준비해야 할 상황(2개 이상의 물질의 배치를 한 번에 처리해

야 될 경우)도 있다. 운전자가 공정에 물리적으로 관여(예, 단순히 공정을 제어하는 것

이 아니라 용기를 채움)하면 자신의 활동을 작업 공정도로 대변해야 한다.

리더는 팀이 플랜트와 그 운전에 방법론적으로 접근할 수 있도록 연구 시작 전에 설

계도를 준비할 것이다. 이것은 회의 전에 팀의 리더가 특수 플랜트의 운전 방법에 따

라 “가장 적합한” 연구 순서를 결정할 시간을 가지고 있어야 한다는 것을 의미한다.




- 115 -

연속운전 공장의 경우는 준비작업의 양이 적고 비교적 단순한 특성을 갖는다.

n 준비사항

기존의 공정도나 P&ID등 기본적인 설계도면에 검토를 위한 정보가 충분히 확보되어

있으므로 이들 자료의 유용성 여부를 확인한 후 복사본을 준비하면 된다.

n 자료의 가공

Ÿ 공정 흐름에 따라 순차적으로 검토구간을 결정한다.

Ÿ 검토구간의 구분은 배관부분을 전후로 하며 정해진 검토구간에서의 공정변수들(온

도, 압력, 유량 등)의 값은 일정한 값을 갖게 되므로 이를 요약 정리한다.

Ÿ 이들 배관들 사이의 공정변수가 변화를 일으키는 주요 설비(펌프, 열교환기, Vessel

등)에 대하여 적용할 공정변수를 검토한다.

3.4.7 해석 실시

(1) 해석 배관, 기기의 결정

해석하려고 하는 프로세스의 계로부터 배관 기기를 선정한다. 원칙으로는 배관 하나하

나에 대해 가이드 워드를 적용해야 되지만 펌프 열교환기 등의 단순한 기기는 배관을

포함하여 동시에 검토한다, 또 프로세스가 단순한 경우 기기를 포함한 배관 계를 동시

에 검토한다. 또한 해석하는 라인 기기의 기능이나 설계의도 및 목적을 명확히 하여

팀원에게 주지시켜, 기기와 배관의 접속부에 대해서는 해석에 누락이 일어나지 않도록

배려한다.

(2) “의도하는 시점”의 명확화

해석을 행하기 전에 정상운전 시점, 운전 개시 운전 정지 및 긴급운전 정지 등의 “의

도하는 시점”을 명확히 하여 둔다.

(3) “이탈”의 검토

리더는 선정된 라인 기기에서의 "의도하는 시점"에 있어서의 "이탈"의 가능성을 가이

드 워드를 사용하여 팀원에게 질문하는 것으로 토의를 시작한다.

(4) 원인의 규명




- 116 -

팀원으로부터 “이탈”의 존재나 가능성이 명시되었을 경우 그 이탈 을 일으키는 원인

을 규명한다. 원인의 규명에 있어 더블 페일러(Double failure)는 고려하지 않는다 단

다음의 경우에는 고려한다. 인터 록(Inter lock) 시스템 이머전시(Emergency) 시스템

등의 안전장치로서 고장 난 경우에는 중대재해를 일으키는 것으로 고려, 판단한다.

(5) 영향 결과의 검토

가정했던 “이탈” 및 추급했던 원인 등으로부터 일어나는 영향 결과에 대해 검토한다.

영향 결과에 의해 아무 문제도 발생하지 않는 경우는 그 이상 검토할 필요는 없다. 영

향 결과의 검토 시 그 자리에서 해결되지 않을 것 같은 내용의 문제가 발생하는 경우

는 시간 절약을 위해 펜딩 사항으로 남기고 담당자를 정해 후일 별도 검토한다.

(6) 필요한 대책의 검토

밝혀진 원인 및 영향 결과의 해석 결과로부터 예상되는 재해의 종류 크기 발생빈도,

설비의 신뢰성, 조작자의 지식, 긴급성, 경제성을 종합하여 대책을 검토한다.

(7) 토론의 요약과 기록

해석 리더는 대책의 검토가 끝나는 시점 (다음 가이드 워드로 넘어가기 전에) 검토를

요약하여 팀원의 합의를 얻는다. 비 합의 사항 및 펜딩 사항은 담당자명도 기록하여

회의 외로 해결한다. 가이드 워드를 차례로 바꾸어 심의를 행하여 전체가 종료된 기기

배관에는 마킹을 하여 구별한다. 해석에 사용된 데이터 및 팀이 작성한 자료 해석 결

과 등은 전부 기록하여 보관한다.

(8)해석소요시간

해석소요시간은 배관 20~30분, 기기 30분~1시간 정도이지만 익숙하지 않은 동안이나

어려운 프로세스에서는 배관 1시간, 기기 2~3시간이 소요된다. 시간단축은 필요하지만

중요한 섹션에서는 해석을 간략화해서 시간을 단축시키더라도 해석의 레벨이 떨어지

면 HAZOP STUDY 자체가 무의미하게 된다.

(9) 기타

a.위험원의 적출 즉 “이탈”을 일으키는 원인 및 그 영향의 해석은 전원이 실시하고 대

책은 후일 전문가 혼자서 숙고하고 그 결과를 차후 전원이 검토하도록 하면 시간의

단축을 꾀할 수 있다.

b. NO FLOW와 LOW FLOW의 차이는 있지만 대책을 검토하는 시간이 충분히 있을




- 117 -

때에는 LOW FLOW로 검토하고 COMPRESSOR STOP과 같이 긴급 대책을 요하는

것은 NO FLOW로 검토하는 것처럼 검토대상을 나누어도 좋다.

c. 이상이 발생하여 최종적으로 폭발에 이른다고 해도 폭발까지는 상당한 시간을 요하

는 것에 대해서는 그 사이에 이상을 검지하고 대책을 취할 수가 있다. 이와 같은 경우

는 시스템에 미치는 영향 결과의 해석은 현실의 반대로 이상이 발생하여 폭발에 이르

는데 시간이 짧은 경우는 최후까지 일어날 수 있는 가능성 영향 대책을 충분히 해석

해 두어야 할 것이다.

d. 기기의 내부구조, 내부현상, 기기고유 기능의 이상에 대해서는 GUIDE WORD에

의해 충분히 파악 불가능한 경우도 있을 것이다. 반응특성, 기기특성 등에 대해서는

그 연구자 설계자의 검토결과 및 창조적 의견의 제시가 대단히 중요하다.

3.5 실제 HAZOP study 수행

가정용 연료전지 시스템을 크게 개질기, Stack 및 난방부로 구분 후 분석을 수행하였

다.

3.5.1 연료 개질 시스템

(가) 시스템 구성

HAZOP study 상의 개질 시스템은 일반적인 가정용 연료전지 시스템의 도시가스를

이용한 수소를 생산형태를 고려하였으며, 작성된 P&ID(부록)와 같이 크게 탈황기

(Desulfurizer), 증기 개질기(Steam reformer), 전이 반응기 (Shift reactor), 버너 및 선

택적 산화반응기(Prox)로 구성되어있다. 이러한 각 구성 요소로의 가스, 공기, 물의 주

입을 위한 펌프(Pump), 송풍기(Blower)가 설치되어 있다는 가정을 하였으며, 각종 유

체의 제어 및 계측을 위해 각 연결관에 온도, 압력을 고려하였다.

(나) 작동이론

도시가스 공급관을 통해 공급되는 메탄은 송풍기 1-1과 1-4를 통해 각각 버너와 탈황

기로 유입된다. 버너의 연소에 필요한 공기와 수소극의 전류 생성 후 잔류 가스는 각

각 송풍기 1-2와 1-8을 통해 유입된다. 송풍기 1-1을 통해 버너 1-3으로 유입된 메탄은

증기 개질 반응에 필요한 열을 생산하는데 이용된다. 탈황기를 거쳐 가스에 함유된 유

황을 제거한 메탄가스는 개질기로 유입된다. 유입된 메탄은 수증기 개질기(STR)을 통

해 1차 흡열반응을 거쳐 수소와 일산화탄소가 생성된다. 식 3-1, 2, 3은 수증기 개질기

의 주요 반응식을 나타낸다.




- 118 -

↔ (흡열반응) (3-1)

↔ (흡열반응) (3-2)

↔ (발열반응) (3-3)

생성된 가스는 일산화탄소를 제거하기 위해 전이 반응기(Shift recator)로 유입된다.

가스전환 반응기는 수분과 일산화탄소를 반응시켜 이산화탄소와 수소를 생성한다. 식

3-4는 가스 전환반응기의 반응식을 나타낸다.

↔ (발열반응) (3-4)

전이반응기를 거쳐 생성된 수소는 일산화탄소가 포함되어 있으며 이러한 일산화탄소

는 스택의 음극에 흡착 피독되어 성능을 저하시키는 요인이 된다. 따라서 1-7의 선택

적 산화반응기(Prox)를 이용하여 개질가스의 일산화탄소 허용농도를 낮춘다. 아래 두

식은 선택적 산화반응기의 산화반응식을 나타낸 것이다.

↔ (3-5)

↔ (3-6)

일산화탄소의 농도를 낮추기 위한 산화반응에 필요한 산소는 송풍기 1-9를 통해 유입

된다.

(다) 성능영향 요소 및 위험성 존재 요소 선정

메탄-수증기 개질반응은 시스템에 사용되는 연료를 생성하는 중요한 과정이므로 시

스템 전체성능에 큰 영향을 미치는 요소이다. 또한 모든 구성요소 간 고온, 고압의 가

스를 이용한 반응이 이루지기 때문에 가정용 연료전지 시스템에 있어서 가장 많은 위

험요소를 내포하고 있다. 본 분석에서는 각 구성요소간의 온도와 가스의 유량 제어에

필요한 구성요소인 버너와 송풍기 그리고 고온의 개질반응이 이루어지는 증기 개질기

(Steam reformer), 전이 반응기(Shift reactor) 및 선택적 산화반응기(Prox)를 위험성 존

재 요소로 선정하여 위험성 분석을 수행하였다.

3.5.2 스택(Stack)


그림 3-3과 같이 가정용 연료전지 시스템의 전력생산부분인 스택은 수소극(Anode),

공기극(Cathode), 냉각부(Cooler)로 세분화하였으며, 생산된 직류 전원을 교류 전원으




- 119 -

로 변환하는 변환기(Inverter)로 구성하였다. 또한 스택으로의 공기를 유입시키기 위한

송풍기와 공기극의 배가스 처리를 위한 기액 분리기로 구성하였다.

(나) 작동원리

개질반응을 통해 생산된 수소가 수소극(Anode)로 유입되고, 송풍기 2-2를 통해 공기

극(Catnode)으로 공기가 유입된다. 유입된 수소는 전해질 막을 통과하여 수소이온과

전자로 분리되어 전류가 생성되며, 공기극으로 유입된 산소와 결합하여 물이 생성된

다. 이러한 기본적인 반응은 식 3-7에서 3-9와 같다. 수소극을 통해 생산된 전류는 인

버터(Inverter)를 통해 교류로 전환되며, 가정의 필요전력으로 이용된다. 스택의 냉각방

식은 저장조 3-3의 물을 이용하는 수냉식이며, 스택 냉각에 사용된 물은 열환기로 순

환되는 구조를 갖는다.

Anode: → (3-7)

Cathode: → (3-8)

Overall:

→ (3-9)


스택의 성능을 좌우하는 요소로는 스택의 온도와 내부의 물의 관리 등이 있다. 스택

의 온도가 증가할 경우 스택의 효율이 크게 감소되며, 고분자막이 파손되는 결과를 초

래하기도 한다. 또한 스택 내부로 유입되는 수소의 압력은 스택의 효율에 영향을 나타

내며, 이에 따른 반응률에 대한 분석이 반드시 필요하다. 따라서 수소와 산소를 직접

적으로 이용하여 전류를 생산하는 스택 자체를 위험성 존재 요소로 간주하였으며, 스

택의 온도와 물의 유량에 대한 위험성 분석을 수행하였다.

3.5.3 난방부


난방부의 주요 구성요소는 크게 보일러, 두 부분의 저장조, 열교환기로 구성하였다.

저장조의 물의 순환을 원활히 진행하기 위해 각 저장조와 스택 냉각부, 열교환기 사이

에 각각의 펌프가 존재하며, 보일러 내부의 연소를 위한 공기 주입 장치인 송풍기가

설치되어 있다. 또한 각각의 구성요소로 유입되는 물의 온도를 측정하기 위한 온도 센

서와 저장조 내부의 수위를 측정하기 위한 수위계, 보일러 유입 공기량 측정을 위한

유량계가 설치되어 있다는 가정을 하였다.




- 120 -

(나) 작동원리

저장조 3-6은 가정 내 수도관을 통해 물을 공급받는다. 수도관을 통해 유입된 물은

보일러를 통해 가열되어 가정 내 온수 및 난방에 이용된다. 또한 저장조 3-6의 물은

펌프 3-5을 통해 열교환기 3-4로 유입되며, 열교환 과정을 마친 후 다시 3-6으로 유입

되는 순환구조를 갖는다. 저장조 3-3의 물은 스택 작동 시 온도가 상승된 스택을 냉각

시키기 위해 펌프 3-3을 통해 스택의 냉각부로 유입되며, 열교환을 마친 후 열교환기

3-4를 거쳐 순환된다. 냉각부로 유입되는 물을 제외한 나머지는 개질반응에 필요한 증

기를 생산하기 위해 증기 개질기로 유입된다.


난방부는 각 구성요소간의 물이 연속적으로 순환하며, 온도가 증가된 스택을 냉각하

거나, 보일러와의 열교환을 통해 가정으로의 난방, 온수 공급을 한다. 또한 증기 개질

반응을 위해 물의 순환은 매우 중요한 요소이다. 이와 더불어 대부분의 가정용 연료전

지 시스템의 부품들은 고가이며, 물에 취약한 구조를 갖는다. 따라서 이러한 난방부를

순환하는 물의 누수에 관련된 부분에 대한 분석이 매우 중요하다. 따라서 물의 유량이

조절 가능한 펌프와 각 저장조에 대한 유량 및 저장조의 수위 변화를 주요 위험성

존재요소로 간주하였으며 이에 따른 분석을 수행하였다.




- 121 -

3.6 HAZOP STUDY 결과

나. 도면(NODE 기록)

다. HAZOP 기록지

라. RISK MATRIX

마. ACTION LIST


Kookmin-New Energy Lab(K-NEL) ------------ 국민대학교 신에너지 연구실 연구보

고서


- 122 -

3.7 HAZOP study 결과 분석

가정용 연료전지 시스템의 연료 개질 시스템 및 스택에 대한 중점적인 위험성

분석을 수행하였다.

3.7.1 연료 개질 시스템 분석결과

연료 개질 시스템은 도시가스 공급관을 통해 공급된 메탄가스를 고온 및 고압

의 공정을 거쳐 수소가스를 생산하는 시스템이다. 따라서 이러한 연료 개질 시스

템은 온도, 유량, 압력이 시스템의 중요 파라미터이며, 이러한 유량, 압력을 제어

하는 Blower, 온도를 제어하는 Burner 및 직접적인 개질반응이 이루어지는 증기

개질기(Steam reformer), 전이 반응기 (Shift reactor) 및 선택적 산화반응기(Prox)에 대

한 위험성 분석을 수행하였다.

(1) 개질 버너 연료 승압 Blower

Node No 1-1 개질 버너 연료승압 Blower의 주요 Guide word는 유량(flow)이

며, 일탈로는 토론을 통해 Blower를 통한 연료의 과잉공급 측면의 위험성은 크

지 않은 것으로 판단하였다. 따라서 연료의 공급부족 및 연료 공급 중단에 대한

분석을 중점적으로 수행하였으며 연료의 공급 부족의 원인으로는 Blower 작동이

상 및 도시가스 연결관 파손으로 인한 누출 등으로 분석 되었다. 또한 연료 공급

중단에 대한 원인으로는 Blower 1-1의 고장 및 관이 파손되었을 경우로 분석 되

었다.

이러한 연료 공급부족에 대한 결과로는 Node 1-3 Burner의 유입가스 양 감소

로 인해 연소열이 낮아져 개질 효율이 저하되는 결과를 나타냈다. 이러한 위험성

요소에 대한 Node의 위험성 감지 요소로는 일반적으로 유량계를 설치 후 유입

유량에 대한 정정석인 데이터를 확인하는 것이 가장 적절하며 정확한 방법이지

만, 시스템 구성에 대한 경제성 고려 시 이는 매우 부적절하다. 따라서 현실적으

로 Burner의 온도를 확인함으로서 Blower 및 공급관의 이상 유무의 판단이 가장

적절할 것이라는 결론을 내렸다.

또한 연료 공급중단에 대한 분석 결과로는 연료 공급부족과 마찬가지로 연소열

이 낮아짐으로 인한 개질 효율 저하 및 연료 누출로 인한 화재, 폭발의 위험성을

나타냈다

Burner 온도에 따른 Node 1-1 Burner의 이상유무룰 확인하기 위해서는 연료

주입량에 따른 온도 데이터를 통한 확인 기준을 갖춰야 하며, 또한 관의 파손으

로 인한 가스 누출은 누출 감지 센서를 이용한 검지 및 설치 기준을 마련하는



고서


- 123 -

것이 바람직하다는 결론을 내렸다.

(2) 개질 버너 공기 승압 Blower

Node No 1-2 개질 버너 공기 승압 Blower의 주요 Guide word는 Node No

1-1 연료 승압 Blower와 동일하게 유량을 선정하였으며, 이에 따른 일탈도 동일

하다. Node 1-2는 Burner의 연소를 위한 공기의 유입 압력을 증가시키는 역할을

하며 공기의 유량증가에 대한 부분에 대한 위험성은 존재하지 않는다는 판단하

였다.

유입유량이 감소되는 경우 발생하는 결과로는 Burner의 불완전 연소로 인해 개

질효율의 감소되며, 이를 검지하기 위한 방법으로는 Node 1-1과 동일하게

Burner의 온도확인이 가장 적절한 것으로 분석되었다.

(3) 개질 Burner

Node No 1-3 개질 Burner는 연료 개질장치에서의 직접적인 개질반응이 이루

어지는 STR (Steam reformer)의 온도를 증가시키는 역할을 한다. 따라서 주요

Guide word는 온도 (temperature)로서 이에 따른 일탈로는 개질에 필요한 온도

의 증가 (high) 및 감소 (low)에 대한 분석을 실시하였다.

온도가 증가에 대한 원인으로는 Node No 2-1 Stack의 화학반응을 마친 후 연

료극 (Anode) 내의 잔류 가스 유입량 증가 및 Stack이 작동되지 않음에 따라 전

력 생산량이 부족한 경우에 대한 분석을 수행하였다. Stack이 작동되지 않을 경

우와 연료극의 잔류가스의 과다유입에 의해 Burner의 온도가 급격히 증가하여

시스템의 온도가 과열되며 이에 따른 화재의 위험성이 존재하는 것으로 나타났

다.

이에 대한 위험성 검지 방법으로는 온도 센서를 이용한 Burner의 온도 및

Stack의 전력 생산량을 모니터링 함으로써 검지가 가능한 것으로 분석되었다. 또

한 온도센서를 이용하여 온도 확인 시 적정 수준 이상으로 온도가 증가될 경우

특정 경보를 통해 신속한 조치가 이루어지도록 하는 것이 바람직하다는 결론을

내렸다.

온도가 감소(low)하는 원인으로는 연료 및 공기 승압 Blower 1-1, 1-3의 이상으

로 나타났다. 이에 따른 결과로는 Burner의 불완전 연소로 인해 개질 효율이 저

하되는 것으로 나타났다. 따라서 Burner의 온도 및 Inverter를 이용한 Stack의 전

력 생산량 모니터링을 통해 검지가 가능할 것으로 분석된다.

(4) 개질 연료 승압 Blower



고서


- 124 -

Node No 1-4, 개질 연료 승압 Blower는 Node 1-1과 동일한 일탈 및 Guide

word를 적용하여 분석하였다. 도시가스의 구성 성분 중 황은 스택의 피독현상을

유발하므로 Blower 1-4를 통해 탈황기(Desulfurizer)로 유입된다. 연료 공급중단

(No)의 원인으로는 가스 밸브의 오작동으로 인한 밸브 잠김과 연료 승압 Blower

의 고장으로 분석되었다. 또한 연료 공급량이 감소(Less)되는 경우 연결관 파손

이 가장 중요한 원인으로 나타났다. 이러한 연결관 파손으로 인한 가장 중요한

결과로는 시스템의 폭발로 나타났으며, 이러한 위험성 존재 요소를 검지하기 위

한 방법으로는 연결관의 압력 측정을 위한 압력 계측기기의 설치를 통한 모니터

링이 반드시 필요한 것으로 분석되었다.

(5) 증기 개질기+전이 반응기 (STR + Shift reactor)

Node No 1-6 STR과 Shift reactor는 연료개질 시스템의 가장 중요한 구성요소

로서 고온 고압의 조건에서 직접적인 화학반응이 이루어진다. 따라서 온도에 대

한 분석은 반드시 필요하다.

Burner를 통한 연소열의 과다 유입, 화학반응 시 필요한 증기발생을 위한 물의

유입이 되지 않을 경우, 내부 촉매 활성능력 저하로 인한 개질반응이 충분히 발

생되지 않을 경우, 메탄의 유입량이 감소될 경우 및 Burner의 온도가 900℃이상

으로 증가할 경우 온도과열이 일어나는 것으로 분석되었다. 이에 대한 결과로는

시스템의 과열로 인한 생산 전력량의 감소를 나타났다. 시스템 과열은 인명 및

경제적인 손실을 가져올 수 있으므로 발견 즉시 시스템을 작동 중지 (system

shutdown) 후 즉각적인 조치를 취해야한다. 따라서 과열에 의한 화재 위험성 검

지 방법으로는 STR과 Burner에 온도 센서를 설치하고 이를 상시 모니터링 하는

것이 가장 적절할 것으로 판단된다.

이러한 과열에 의한 개질기 시스템의 이상 검지 이외에 촉매의 활성 능력 저하

의 경우 육안으로의 확인이 어려우므로 Stack과 개질기 시스템 연결관에 압력센

서를 설치하여 수소의 유량을 모니터링 하는 것이 가장 적절할 것이라 판단되며

탈황기, 물필터, 반응기 온도 확인, 생산 전력량으로 확인 및 시스템의 작동 중단에 대

한 지침이 마련되어야 한다.

반면 Burner 연소에 사용되는 연료의 유입량의 감소와 STR에 유입되는 물 및

메탄의 유입량 감소는 개질기의 온도저하 원인이 된다. 이러한 온도 저하는 시스

템의 개질효율을 감소시키는 결과를 가져온다. 이러한 개질효율 감소로 인해

Stack 내부로 유입되는 수소의 유량이 감소되며, 이에 따라 Stack의 전력생산량

이 감소된다. 따라서 Stack의 전력량을 모니터링에 따라 이러한 일탈의 검지가

가능할 것으로 분석되었다.

반응률에 대한 일탈은 반응저하(less reaction)과 반응없음(no reaction)으로 선정



고서


- 125 -

하였다. 반응이 저하되는 원인으로는 개질기 온도 저하와 동일하게 Burner로 유

입되는 연료량 감소로 인한 연소열 감소, 물 및 메탄의 유입량 증가 및 촉매활성

능력 저하로 나타났다.

이러한 원인에 따른 결과로는 개질 시스템의 효율이 저하되어 Stack으로의 유

입 수소량이 감소함에 따라 생산 전력량이 감소하는 결과를 나타내는 것으로 분

석됐다. 따라서 반응률이 저하되는 일탈을 검지하기 위해 주기적인 Stack의 전력

생산량을 확인해야한다.

(6) Prox (선택적 산화반응기)

Node No 1-7 선택적 산화반응기는 증기 개질기 및 전이 반응기와 같이 개질반

응 시 온도에 대한 고려가 반드시 필요한 구성요소이다. 따라서 선택적 산화반응

기는 STR 및 Shift reactor를 통과한 공기 온도에 따라 이러한 일탈이 발생하는

것으로 판단된다. Prox로의 유입 공기의 온도에 대한 일탈로는 온도 증가(High

temperature) 및 온도 감소(Low temperature)로 선정되었으며, 이러한 두 가지

일탈에 대한 결과로는 Prox 내부의 온도에 의해 시스템의 효율이 저하되어 생산

전력량에 영양을 미치는 것으로 분석되었다. 이러한 일탈을 검지하는 방법으로

는 Prox와 Node 1-6 STR+Shift reactor를 연결하는 가스관에 온도센서를 부착하

여 유입되는 가스의 온도를 확인하는 것이 바람직하다.

3.7.2 Stack 분석결과

Node No 2-1 Stack은 연료 개질 시스템으로부터 생산된 수소와 Blower를 통해

공기극(Cathode)로 유입된 공기가 고분자 전해질 막을 통해 화학반응을 일으켜

전력을 생산하는 시스템이므로 수소(연료)와 공기에 대한 고려를 통해 Guide

word를 선정하였다.

Stack의 성능 및 위험성에 있어서 가장 중요한 요소로는 내부의 수분관리, 온도

등을 들 수 있다. 따라서 수소와 공기의 유입압력, 유량, 온도에 대한 분석을 수

행하였다. 유량에 대한 일탈로는 유입 수소량의 감소, 유입공기량의 감소를 고려

하였다. 유입 수소량 감소에 대한 원인으로는 수소의 누출로 인한 감소를 가장

위험요소로 분석하였다. 이러한 누출의 결과로는 생산 전력량의 감소로 분석되었

다. 이러한 일탈의 검지 방법으로는 Inverter를 통한 주기적인 생산 전력량의 확

인이 반드시 필요하다.

유입 공기량의 감소는 공기의 유량을 제어하는 Blower 2-2의 고장 및 오작동

이 있으며, 이에 대한 결과로는 유입연료의 감소에 대한검지 방법과 동일하게

Inverter를 통한 주기적인 생산 전력량의 확인이 반드시 필요하다. 또한 Blower



고서


- 126 -

전단에 압력센서를 설치하여 유입되는 압력을 확인하는 것도 가능하다는 분석을

하였다.

온도에 대한 일탈로는 온도 증가(High temperature)와 온도 감소(Low

temperature)로 선정하였다. 온도가 감소하는 경우, 열교환기(Heat exchange)

Node 3-5의 오작동으로 Stack에 대한 과냉각과 냉각수의 유량 조절이 되지 않았

을 경우에 대한 분석을 수행하였다. 온도의 증가 및 감소 모두 Stack의 발생 전

력량을 감소시키며, 온도가 증가할 경우 고분자 막이 파손되는 결과를 나타내었

다. 이러한 온도에 대한 일탈 검지방법은 냉각부(Cooler)에 온도 센서를 설치하

여 냉각부의 온도를 주기적으로 확인하며, Inverter를 통해 Stack에서 생산되는

전력량의 모니터링이 필요하다.

압력에 대한 분석은 Stack의 유량에 대한 분석과 마찬가지로 유입되는 두 가지

가스(수소, 공기)에 대한 고려가 필요하다. 일탈의 선정에 있어서 수소의 압력 증

가 (High pressure)의 경우 토론을 거쳐 위험 요소가 없다는 판단 하에 압력의

감소(Low pressure)에 대한 분석을 수행하였다. 압력이 감소하는 원인으로는

Node 1-6 개질기와 Stack의 연결관 파손으로 인한 공급량 감소 및 Node 1-6 개

질기 이상으로 분석되었다. 이는 Stack의 전력 생산량 모니터링 및 Prox와 Stack

연결관에 압력 센서를 설치하여 확인이 가능한 것으로 판단된다.

공기에 대한 일탈로는 압력의 증가, 감소로 선정하였다. 일탈에 대한 원인으로

는 공기 유입량을 제어하는 Blower 2-2의 오작동 및 고장으로 선정하였다. 압력

이 증가할 경우 공기극을 통해 고압의 공기가 고분자막을 통과하므로 내부 압력

상승으로 인한 파손의 위험이 존재한다. 또한 압력이 감소할 경우 Stack 내부의

유량 정체로 인한 전력발생량이 낮아지는 결과를 나타낸다. 이러한 일탈에 대한

검지 방법으로는 Stack의 전력 생산량, Blower 2-2 및 필터의 확인이 바람직한

것으로 분석되었다.

3.7.3 난방부 분석결과

난방부의 주요 구성요소는 크게 보일러, 저장조, 열교환기로 구성하여 위험성 분

석을 수행하였다. 하지만 토론 결과 가정용 연료전지 시스템의 주요 구성요소인

연료 개질 시스템 및 Stack에 비해 위험성이 매우 낮은 것으로 판단되었다.

(1) PEM 연료전지용 Heat exchanger

난방부의 주요 작동 유체는 물이며, 물의 순환을 통해 열교환이 이루어진다. 따

라서 물의 누수에 대한 부분은 반드시 고려되어야한다. 누수의 원인으로는

blocking, 수도관의 부식, 관내의 scale로 분석되었다. 이러한 누수로 인해 발생되



고서


- 127 -

는 결과로는 시스템의 결함으로 나타났다. 이러한 누수를 검지하기 위한 방법으

로는 저장조의 수위 및 시스템 상의 누수 여부를 주기적으로 체크하는 것이 바

람직하다.

3.8 결과 및 토의

본 연구는 가정용 연료전지 시스템의 구성요소를 크게 연료 개질장치, Stack,

난방부로 세분화 후 HAZOP study를 수행하였다.

연료 개질장치의 구성요소의 주요 Guide word는 유량, 온도, 반응률로 나타났

으며, 유량의 감소 및 온도의 증가는 화재 및 폭발의 위험성이 가장 큰 것으로

분석되었다.

유량은 유량 계측기기를 이용한 검지가 가장 정확한 검지방법이라 사료되나 시

스템 구성에 있어서의 경제성을 고려하였을 경우 매우 부적절하다는 결론을 내

렸다. 따라서 토론을 거친 결과 유량 계측기기 설치 이외의 검지 방법으로 각각

의 잠재 위험성을 갖는 위치에 압력 및 Stack의 생산 전력량을 모니터링 함으로

서 시스템의 일탈을 검지하는 것이 가장 적절할 것이라는 결론을 내리게 되었다.

또한 온도는 Burner, STR, Shift reactor, Prox와 같은 작동 유체가 고온 고압의

가스인 경우 중요한 위험성 인자이다. 따라서 각 구성요소에 온도 센서 설치 후

모니터링 하는 것이 반드시 필요하다.

Stack은 내부의 수분관리, 온도, 반응률 등이 주요 Guide word이며, 이에 따른

분석을 수행하였다. 이중 가장 위험성이 가장 큰 요소로는 Stack 내부 유입 연료

량 감소 및 내부 온도 증가로 나타났다. 유량의 감소 원인으로는 유입관의 파손

으로 인한 수소의 누출을 가장 큰 원인으로 판단하였으며, 이러한 수소 누출의

시스템의 환기 상태에 따라 폭발의 위험성이 크다. 또한 내부 온도 증가는 Stack

의 고분자 막의 파손을 가져올 수 있으므로 이러한 두 가지 일탈의 검지는 매우

중요한 것으로 분석되었다.

연료 개질장치, Stack 이외에 난방부에 대한 위험성 평가도 실시하였다. 하지만

잠재적인 위험성 요소가 다른 두 부분에 비해 현저히 낮은 것으로 나타났다. 따

라서 실제적인 가정용 연료전지 시스템에 대한 위험성 요소는 연료 개질장치와

Stack이며, 잠재적인 위험성을 갖는 위치에 대한 지속적이 모니터링은 반드시 필

요하다.



고서


- 128 -

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고서


- 130 -

부 록

부록 가. 수증기-메탄개질반응 해석모델의 비교연구

1 개요

현재 선진국을 중심으로 지구 온난화, 스모그 등의 환경 문제와 화석연료의 고갈 문제를 해결하기 위하여 신에너지 분야에 많은 연구 및 상용화가 진행 중이다. 신에너지 분야 중 연료전지는 수소경제에 있어 중요한 에너지 변환장치로 각광받을 것으로 예상되고 있다.연료전지의 운용에 있어 필수적인 수소는 크게 화석연료로부터의 생산, 전기분해와, 생물학적 수소생산 등을 통해 얻을 수 있다.(1) 연료 개질기는 수소의 여러생산방법 중 화석연료를 촉매반응 등의 화학적 방법을 활용하여 수소를 생산하는 기술로서 연료전지 시스템에서 핵심적인 부분이다. 화석 연료의 개질에 관한연구는 여러 기관에서 활발히 진행 중이다.(2) 대표적으로 Xu와 Froment(3)는 실험을 통해 니켈(Ni) 계열의 상용 촉매에서의 수증기 메탄의 개질반응(SMR:steam methane reaction)의 내재적 반응 속도에 대한 모델과 촉매 질량을 기준으로 정리된 반응계수를 제시하였다.개질기가 수소 생산 장치로 주목받고 있는 상황에서 개질기의 실제 모델은 고효율, 소형화, 경량화 및 경제성을 확보하기 위한 연구가 진행 되고 있다. 고효율, 소형화 및 경제성확보를 위해 개질기의 형상은 좀 더 복잡해지고 크기는 작아지고 있어 개질기에 대한 해석 및 개발하는데 CFD (Computational FluidDynamics)의 필요성이 더욱 커지고 있다. CFD를 활용하여 다양한 개질기 성능을 예측하고 분석하기 위해 폭넓게 사용되는 모델은 Xu와 Froment가 제시한 모델이다.(4-8) 하지만 Xu와 Froment가 제시한 모델과 범용 CFD 코드의 Arrhenius반응식은 유도과정에서 원칙적인 차이를 가지고 있기 때문에 Xu와 Froment가제시한 모델을 적절하게 수정하여 활용해야한다. 이에 개질반응을 정확히 예측하기 위하여 CFD모델을 Xu와 Froment이 제시한 모델과 비교할 필요성이 있다.Shin은 개질기의 반응실험 결과와 CFD 해석의 결과가 다른 점을 보완하기 위해반응 계수를 Xu와 Froment가 제시한 개질반응 반응계수로부터 유도한바 있다.(9)

본 연구에서는 Xu와 Froment의 0차원 반응 모델, 상용 CFD코드인 Fluent의Arrhenius type 모델 그리고 UDF(User Define Function)를 사용한 Fluent 모델을 이용하여 개질반응 해석결과를 비교하였다. 0차원 모델과 UDF 사용모델은Xu와 Froment가 실험을 통해 만들어진 식을 사용하였으며 Arrhenius type 모델은 CFD에서 주어진 반응식의 계수를 수정하여 이용하였다. 각 모델을 이용하여온도, 수증기-메탄의 유입 농도비의 변화에 따른 개질반응 결과를 비교하였다.촉매량과 메탄의 유량 및 모델의 크기는 추후 실험을 위해 제작중인 개질기를



고서


- 131 -

기준으로 하였다.

2. 수치해석 모델

2.1 0차원 모델(Xu 와 Froment의 모델)

수증기메탄 개질반응에는 다음의 3가지 반응식을 사용하였다.

↔ (1)

↔ (2)

↔ (3)

위 3가지 반응의 반응속도식()은 다음과 같이 표현된다.(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

반응속도는 kmol/kgcatah로 정의되며 는 전체 압에서 계산된 각 가스의 분

압이다. 속도상수()는 다음과 같다.

×exp

∙

∙

(8)

×exp

∙

∙

(9)

×exp

∙

∙

(10)

흡착평형상수( , )는 다음과 같다.



고서


- 132 -

×

exp (11)

×

exp (12)

×exp

(13)

×exp

(14)

평형상수(, )는 다음과 같다.

×exp

(15)

exp

(16)

0차원 모델은 위의 식을 사용하여 메탄유량이 0.01657 kmol/h 로 일정하게 유입되고 전체유량에 대한 메탄의 몰비율이 20 %, 30 %, 40 %일 때 메탄의 변환율을 계산하였다. 사용되는 촉매의 량은 0.5716 kg을 사용하였다. 해석은 위의식(1)~(16)(3)을 사용하여 873 K ~ 1173 K의 온도구간을 30 K 간격으로 상압의조건으로 수행하였다.

2.2 Arrhenius type 모델

Arrhenius type 모델의 해석은 Fluent 6.2를 이용하였다. 모델의 크기는 제작중인 개질기의 크기(지름:57 mm, 길이:200 mm)를 기준하였다. 모델의 경계조건은좌에서 우로 유동이 흐르는 것으로 하여 2D-axisymmetric의 형상(그림 4-1)으로 하였다. 반응은 식 (1)~(3)을 사용하였으며 0차원 모델과 같은 유량조건과 유입비를 사용하였다. 촉매층의 다공성 유동은 현재 보유 중인 Ni계열의 지름 5mm의 구형 촉매를 기준으로 CFD에서 제공되는 다음의 식(17)을 사용하여 촉매층의 효과를 적용하였다.

∇

(17)

: Permeability

: Inertial resistance factor

: Dynamic viscosity(Ns/m2)

: Density(kg/m3)



고서


- 133 -

[그림 1] 수증기-메탄반응해석을 위한 2차원 축대칭 모델2D

또 0차원 모델과의 비교를 위해 등온의 조건으로 모든 해석을 수행하였다.

CFD에서 사용되는 반응식은 식(18)과 같은 형태이며 수식은 : pre-

exponential factor 와 : temperature-exponential factor 그리고 : activation

energy로 이루어져있다. 해석은 먼저 선행연구에서의 계수들을 그대로 적용하여

메탄의 변환율을 확인하였다. 확인 결과 0차원 모델과의 오차가 발생하여 값

과 값을 수정하는 방향으로 진행하였다. 유동형태는 층류로 설정하였고 화학반

응은 Volumetric Arrhenius Laminar Finite Rate를 적용하였다. 사용한 계수 값들은 표 1에 나타내었다.

(18)

표 1에서 Model 1은 0차원 모델의 계수를 그대로 적용한 것이고 Model 2는

를 수정한 모델이고 Model 3은 와 를 모두 수정한 모델이다. Model 1에

서 Model 3까지의 진행은 0차원 모델과 메탄의 유입비와 개질 온도에 따른 메탄의 전환율을 비교하여 오차를 줄이도록 하였다.

2.3 UDF 사용모델

UDF 사용모델은 Fluent에서 제공하는 UDF를 이용하고 0차원 모델을 적용하여 기존의 실험적 반응계수를 변환과정 없이 사용하였다. 해석조건은 계수 수정모델과 동일한 조건의 촉매층 효과, 온도, 형상으로 해석하였다.



고서


- 134 -

model 반응식 (J/kgmol)

1식 (1) 2.40×108 9.490×1016 0식 (2) 2.439×108 2.290×1016 0식 (3) 6.413×107 4.390×104 0

2식 (1) 2.40×108 4.745×1014 0식 (2) 2.439×108 1.145×1014 0식 (3) 6.413×107 2.195×102 0

3식 (1) 2.40×108 6.811×1035 -7식 (2) 2.439×108 1.145×1014 -4식 (3) 6.413×107 2.195×102 0

[표 1] 3가지 Arrhenius모델의 반응 계수

CH4

H2Owater

HV-1

T

T

GC

TTemperature IndicatorTI

AC220VAC

Temperature ControllerTC

Relay SwitchRS

Heat VesselHV

HeaterHT

Gas ChromatographGC

Flow ControllerFC

ValveV

PumpP

TankT

BurnerB

full namesimpler form symbol

GC

T

T-1P-1

AC-1

V-1FC-1

HT-1

HT-2

HV-2

AC-2

AC-3

TC-1 RS-1

TI-1

TI-2

AC-4

T-2

FC-2

AC-5AC-6

TC-2

RS-2

HT-3

TI-3AC-7

AC-8

RS-2TC-3

B-1

V-2AC-9

HV-3

CH4

H2Owater

HV-1

T

T

GC

TTemperature IndicatorTI

AC220VAC

Temperature ControllerTC

Relay SwitchRS

Heat VesselHV

HeaterHT

Gas ChromatographGC

Flow ControllerFC

ValveV

PumpP

TankT

BurnerB

full namesimpler form symbol

GC

T

T-1P-1

AC-1

V-1FC-1

HT-1

HT-2

HV-2

AC-2

AC-3

TC-1 RS-1

TI-1

TI-2

AC-4

T-2

FC-2

AC-5AC-6

TC-2

RS-2

HT-3

TI-3AC-7

AC-8

RS-2TC-3

B-1

V-2AC-9

HV-3

[그림 2] 개질시스템의 공정도



고서


- 135 -

[그림 3] 수증기-메탄 반응 해석을 위한 3차원 모델

2.4 실제 개질기의 CFD 해석

개질반응을 실험하기위해 제작 중인 원통형 개질기는 그림 2와 같은 공정으로구성되어 있다. 개질기는 증기발생기(HV-1), 예열기(HV-2) 그리고 개질반응기(HV-3)로 크게 3부분으로 볼 수 있다. 본 논문에서 해석대상은 개질반응이 일어나는 개질기 부분을 해석 하였다. 반응 개질기 공간의 형상은 그림 3과 같으며해석에 사용된 난류 모델은 Standard k-εModel을 사용하고 화학반응은 UDF모델을 적용하여 에너지 항 및 물질 소스 항을 계산에 포함하여 해석하였다. 개질반응에 필요한 열원은 개질기의 외벽면의 히터가 873, 1023, 1173 K으로 일정하게 가열해주고 있다고 가정하고 이에 따른 메탄 전환율과 온도의 분포를 보았다.

3. 결과 및 토의

3.1 0차원 모델과 Arrhenius type 모델의 비교

Xu와 Froment의 0차원 모델로부터 계산된 반응온도, 메탄/수증기의 유입 비율에 따른 메탄의 변환율은 그림 4에 나타내었다. 그림 4에 나타난 0차원 모델의경향은 메탄의 유량비율이 클수록 메탄의 변환율은 커지고 온도가 높아짐에 따라 변환율이 증가하는 것을 볼 수 있다. 0차원 모델의 결과와 Arrhenius type 모델의 결과는 표 4-2와 그림 4-5에 나타내었다. Model 1, 2, 3으로의 진행은 메



고서


- 136 -

탄 유입비 30 %에 1053 K일 때를 기준으로 메탄 전환율의 오차를 줄이는 것으로 하였다. 여기서 메탄 유입비 30 %의 기준점은 수증기 메탄 개질 반응에서 수소의 수율을 높이기 위해 일반적으로 적용되는 SCR (Steam Carbon Ratio) 2~3의 값을 바탕으로 설정하였다. 또 개질기의 운전 온도는 873~1173 K을 갖는데식(18)의 형태가 온도에 따른 지수 함수 꼴로 나타나기 때문에 해석 대상 영역의중심인 1023 K을 기준으로 설정하였다.그림 5-(a)는 메탄의 유입비가 20 %일 때 온도의 변화에 따른 메탄의 변환율을 나타낸 것이다. 그림 5-(a)를 보면 Model 1의 경우 전체 온도구간에서 0차원모

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)

Methane 20%

Methane 30%

Methane 40%

[그림 4] 0차원 모델에서 메탄의 유입비와 온도에 따른

메탄의 전환율 해석 결과



고서


- 137 -

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)

0-DModel 1Model 2Model 3

(a) 메탄 유입비 20%

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)


(b) 메탄의 유입비 30%



고서


- 138 -

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)


(c) 메탄의 유입비 40%

[그림 5] 0차원 모델과 3가지 Arrhenius모델에서 메탄의

유입비와 온도에 따른 메탄의 전환율 해석 결과

델과 많은 차이를 보인다.에서 0차원 모델과 많은 차이를 보인다. Model 2의 결

과값은 0차원 모델보다 1023 K이하의 저온영역에서는 결과값이 작게 고온영역에서는 결과값이 큰 것을 볼 수 있다. Model 3은 전체 온도구간에서 오차를 많이줄인 것을 볼 수 있다. 그림 5-(b)와 그림 5-(c)는 각각 메탄의 유입비가 30 %

와 40 %일 때의 온도에 따른 메탄의 전환율을 나타낸 것이다. 표 2를 보면 메탄유입비가 20 %일 때와 같이 Model 1에 비해 Model 2, 3의 오차가 줄어드는 것

을 확인할 수 있다. 하지만 20 %에서 40 %로 메탄 비율 증가에 따라 0차원 모델과의 오차는 커지는 것으로 나타났다. 이에 계수의 수정만으로 기존의 실험식과의 오차를 줄이는 데는 한계가 있는 것을 판단되어 UDF모델을 시도하였다.

3.2 0차원 모델과 UDF 모델의 비교

계수의 수정을 통한 반응 결과예측에는 한계가 있어 UDF를 사용하여 반응을해석하였다. 해석의 결과는 표 2와 그림 6에 나타내었다. 그림 6을 살펴보면

UDF로 해석한 결과는 0차원 모델에 비교하여 보면 대체로 1023 K이하의 저온

부에서는 거의 일치하지만 1023 K이상의 영역에서는 변환율이 크게 나타났다. 0차원 모델과의 오차는 0차원 모델은 전체를 하나의 셀로 간주하여 계산되고

CFD는 20×100개의 셀로 계산된데 따른 수치적 오류로 전체적인 반응률 그래프

의 경향은Arrhenius type 모델에 비해 더 잘 맞는 것으로 나타났다. 이는 실제 개질기의

전산해석에는 UDF를 이용한 해석 방법이 더욱 정확할 것으로 판단된다.



고서


- 139 -

Arrhenius type 모델에 비해 더 잘 맞는 것으로 나타났다. 이는 실제 개질기의전산해석에는 UDF를 이용한 해석 방법이 더욱 정확할 것으로 판단된다.

modelinlet methane

ratio(%)

methane conversion ratio(%)temperature

873K 1023K 1173K

0-D20 2.27 31.30 88.7630 2.05 36.15 93.3140 2.08 44.26 96.76

Arrhenius type simple models

Model 120 8.50 95.78 10030 11.71 94.83 10040 14.25 90.99 100

Model 220 0.45 29.67 98.2930 0.67 36.99 97.3340 0.87 40.04 93.93

Model 320 1.45 31.27 89.3030 2.17 38.85 89.5540 2.78 42.04 87.44

UDF20 4.25 32.25 98.5030 5.05 39.26 99.7340 2.86 47.67 99.84

3-D with UDF* 30 3.35 20.4 61.2*: wall temperature

[표 2] 0차원 모델, 3가지 Arrhenius 모델, UDF모델에서의 메탄 전환율(%) 해석결과

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)

0-D

Model 3

UDF

(a) 메탄 유입비 20%



고서


- 140 -

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)

0-D

Model 3

UDF

(b) 메탄 유입비 30%

0%

20%

40%

60%

80%

100%

873 903 933 963 993 1023 1053 1083 1113 1143 1173

Temeprature(K)

Met

hane

con

verti

on ra

tio(%

)

0-D

Model 3

UDF

(c) 메탄 유입비 40%

[그림 6] 0차원 모델, 3가지 Arrhenius모델,

UDF모델에서 메탄의 유입비와 온도에 따른 메탄의

전환율 해석 결과

3.3 실제 개질기 모델에서의 결과

상용화를 목표로 개발되는 개질기는 3차원 유동형태를 보이며, 기존의 0차원모델과는 다르게 온도분포, 유동장, 화학종 및 농도의 분포가 균일하지 않기 때

문에 단순한 0차원 모델로 해석하는 것은 오차를 발생시킬 가능성이 높다. 그림

7-(a)은 원통형 개질기 내부 유선을 보여준다. 중앙의 유입관을 통해 바닥으로유입된 가스는 외통부를 비교적 균일한 형태로 상승하며, 출구의 위치에 따라 양



고서


- 141 -

쪽으로 갈라져서 배출되는 것을 알 수 있다. 또 그림 7-(b)에서 보는 것과 같이유입관을 통해 들어온 가스가 촉매층을 통해 속도가 급격히 감소한 후 출구로배출되는 것을 볼 수 있다.그림 7-(c)의 온도 분포는 외벽면의 온도를 1023 K 으로 설정하였지만 내부는반응 엔탈피 및 유입가스의 낮은 온도(673 K) 등에 의해 온도 분포가 넓은 범위에서 발생하는 것을 알 수 있다. 이러한 위치별 온도의 편차는 위치별 반응에 차이를 발생하게 되고, 그림 7-(d)에 나타난 메탄의 농도 분포에서 그 결과를 확인할 수 있다. 이러한 이유로 3차원 모델의 메탄 변환율은 표 4- 2에서 보는 것과같이 3.35 %, 20.4 %, 61.2 %로 나타났고, 이는 0차원 모델의 2.05 %, 36.15 %,93.31 %의 결과와는 차이를 갖는다. 저온에서는 0차원 모델보다 높은 반응 결과를 나타내었고 고온에서는 더 낮은 반응 결과를 나타내었다.

(a) 유선

(b) 속도 (m/s)



고서


- 142 -

(c) 온도 (K) (d) CH4의 몰비

[그림 7] 실린더 타입의 3차원 수증기 메탄 모델에서의 해석 결과

4. 결론

본 연구에서는 연료 개질 반응의 0차원 모델과 CFD모델의 비교 및 적절한 개질반응 해석모델을 찾고자 하였다.비교의 결과 첫째로 0차원 모델의 계수를 CFD모델에 그대로 적용하는 것은수증기-메탄 개질반응 해석에 큰 오류를 갖는 것을 확인할 수 있었다. 두 번째로 Arrhenius type 모델에 반응 계수를 수정하여 CFD모델에 적용한 경우 메탄전환율 해석에 대해 근접한 결과를 얻을 수 있었다. 이러한 해석 방법은 개질반응 해석을 위해 CFD에 쉽게 적용할 수 있으나 적절한 반응 계수를 찾는 과정을거쳐야 함을 알 수 있었다. 세 번째로 UDF를 이용하여 개질 반응을 해석한 경우 0차원 모델과 비교하면 오차는 존재하지만 그 경향은 Arrhenius type 모델에비해 더 정확하였다. 이는 특정영역(온도, SMR 등)에 대한 해석을 수행할 경우,계수의 수정 과정을 통하면 Arrhenius type 모델을 이용하여 쉽게 이용이 가능하나 포괄적이고 정확한 해석을 위해서는 UDF를 이용한 모델로 해석하는 것이바람직하다고 판단되었다.한편 UDF 적용한 3차원 개질기 모델과 0차원 모델의 1023 K의 온도조건과메탄 유입량이 30 %일 때의 메탄 변환율 결과를 비교 해보면 20.4 %와 36.15 %



고서


- 143 -

로 차이를 갖는 것을 확인 하였다. 이는 실제 개질기 내에서는 온도분포, 유동장,화학종 및 농도의 분포가 균일하지 않기 때문에 나타나는 오차로 실제 개질기해석에는 3차원 모델을 이용한 해석이 필요할 것으로 판단된다.

참고문헌

(1) Choi, H.D., Lee, M.K., Park, S.O., 2005, "Long-term and short-termscenarios analysis for hydrogen techno-economic regime," Trans. of KoreanHydrogen and New Energy Society, Vol. 16, No. 3, pp. 296~305.(2) Kim, S.C., Youn, M.J., Chun, Y.N., 2007, "Investigation of the water gasshift from reforming gas for CO removal," Trans. of the KSME(B), Vol. 31,No. 10, pp.855~859(3) Xu, J., Froment, G.F., 1989, "Methane steam reforming, methanation andwater gas shift. I, Intrinsic kinetics," AIChE Journal, Vol. 35, No. 1, pp.88~96.(4) Groote, A.M.D., Froment, G.F., 1996, "Simulation of the catalytic partialoxidation of methane synthesis gas," Applied Catalysis A: General, Vol. 138,pp. 245-264.(5) Yu, Y.H., Sosna, M.H., 2001, "Modeling for industrial heat exchanger typesteam reforming," Korean J . Chem. Eng., Vol. 18, No. 1, pp. 127~132.(6) Hwang, S.M., Kwon, O.J., Kim, J.J., 2006, "Method of catalyst coating inmicro-reactors for methanol steam reforming," Applied Catalysis A: General,Vol. 316, pp. 83~89.(7) Yuan, J., Ren, F., Sunden, B., 2007, "Analysis of chemical-reaction-coupledmass and heat transport phenomena in a methane reformer duct forPEMFCs," International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 50, pp.686~701.(8) Tonkovich, A.L.Y., Yang, B., Perry, S.T., Fitzgerald, S.P., Wang Y., 2007,"From seconds to milliseconds to microseconds through tailored microchannel reactor design of a steam methane reformer," Catalysis Today, Vol.120, pp. 21~29.(9) Shin, D., Seo, H.G., Lim, H.C., Lee, S.D., 2006, "Computational fluiddynamics analysis of plate type reformer for MCFC," Trans. of KoreanHydrogen and New Energy Society, Vol. 17, No. 4, pp. 403~408




- 144 -

부록 나. 도면 및 NODE 기록




- 145 -

부록 다. HAZOP 기록지

Hazop Worksheet

Node No. 1-1

검토대상

Node No. GUIDEWORD DEVIATION CAUSE CONSEQUENCE PROTECTION S L RR ACTION SCENARIO

1-1 blower(1-1)의 이상작동 버너(1-2)에서 화염의 소염Burner(1-3)의 온도확인

유량에 따른 Burner 온도관련 기준 마련

1-1-1

blower(1-1)의 고장 버너(1-2)에서 화염의 소염Burner(1-3)의 온도

확인

유량에 따른 Burner 온도관

련 기준 마련1-1-2

도시가스 관의 누출 누출가스로 인한 위험 존재Burner(1-3)의 온도확인

육안 확인 불가능, 가연성가스 및 연소가스 센서로

확인

1-1-3

Burner(1-3)의 온도확인

blower의 주기적인 확인

유입공기의 온도 확

인관의 파손 화재, 폭발의 위험


도시가스 누출경보기지침마련

1-1-5

방지대책 마련 및 확인 1-1-6


1-1-7



1-1-9

2 Ⅲ

C 2 Ⅲ

blower 1-3, 3-1로의 공기 유입으로 화재 위험

blower(1-1)의 미작동

Blower 내 가스 누출 및 폭발위험

Back flow

Flow



개질버너 및 연료 승압

연소열 부족으로 시스템 효율감소

blower(1-1)의 고장NO flow

Low flow

1-1-4

C 2 Ⅲ

C




- 146 -

Hazop WorksheetNode No. 1-2

검토 대상


1-2 blower(1-2)의 이상작동버너(1-2)에서 화염의 소염,

불완전 연소

Burner(1-3)의 온도

확인

Burner(1-3)에 온도센서 설

치 및 관내 압력센서 설치1-2-1

blower(1-2)의 고장버너(1-2)에서 화염의 소염,불완전 연소


blower(1-2)의 고장 화재, 폭발의 위험Burner(1-3)의 온도확인

C 2 Ⅲ blower의 주기적인 확인 1-2-2

관의 파손 화재, 폭발의 위험Burner(1-3)의 온도확인

A 4 Ⅲ도시가스 누출경보기지침마련

1-2-3

체크밸브 설치 및 확인 1-2-4



C 2 Ⅲ

C 2 Ⅲ

개질버너 Air blower



Low flow

NO flow

Back flow

Flow

blower(1-2)의 미작동

Node No. 1-3

검토대상 개질 burner


1-3anode off gas에 따른 연료(도시가스, 공기)유량과다 유입

시스템의 과열로 인한 화재위험

온도센서 (TS-1) 체크

B 4 Ⅳ적정온도를 초과하는 경우경보 조치

1-3-1

전력 생산량의 부족시스템의 과열로 인한 화재

위험

Inverter 전력 생산량체크 및 개질기 온도체크(TS-1)

온도 제어 대책 마련 1-3-2

유량계(F-1)의 오작동버너(1-2)에서 화염의 불완전

연소 야기로 시스템의 효율저하

온도센서 (TS-1) 체

크

유량계(F-3)의 오작동버너(1-2)에서 화염의 불완전연소 야기로 시스템의 효율저하


시스템의 Shut down

Temperature

Low temp

High temp

1-3-3




- 147 -

Hazop WorksheetNode No. 1-4

검토 대상


1-4 Flow 압력센서 (PS-1) 체크

inverter 전력 생산량 체크압력센서 (PS-1) 체크

inverter 전력 생산량 체

크

Less flow C 2 Ⅲ

A 4 Ⅲ

1-4-2

1-4-1

압력센서 PS-1,2의 체크 및전력생산량의 주기적인 확인

압력센서 PS-1,2의 체크 및전력생산량의 주기적인 확인

개질 연료 승압 blower

가스 잠김, Blower 고장 화재, 폭발의 위험

화재, 폭발의 위험관로에서의 가스 누출

NO flow




- 148 -

Hazop Worksheet

Node No. 1-6

검토 대상 개질기


1-6 Temperature High temp Burner 온도 상승시스템 과열로 인한 전력 생산량 감소

온도센서(TS-1)확인 D 1 III

물이 투입되지않음시스템 과열 및 stack 저전압발생, pump feed back


도시가스가 유입되지않음시스템 과열 및 stack 저전압발생, pump feed back

유량계(F-3)확인 E 1 Ⅴ

촉매의 활성능력 저하로개질반응이 충분히 일어나지 않음

시스템 효율저하로 인한 전력생산량 감소

반응기(STR) 온도 확인

E 1 Ⅴ탈황기, 물필터, 반응기 온도 확인 지침 마련, shutdown, Cell voltage로 확인

1-6-2

물 및 메탄의 유입량 부족 시스템의 과열 야기 온도센서(TS-6)

한계치 이상의 버너온도

상승(900° 이상)시스템 과열로 인한 화재 위험

온도센서(TS-1)확인

Low temp연소에 사용되는 도시가스유량부족

시스템의 효율 저하로 전력생산량 감소

Stack 전력 생산량확인, Burner 1-3 온

도 확인(TS-1)

물 및 메탄의 유입량 과다시스템의 효율 저하로 전력생산량 감소

Stack 전력 생산량확인

Reaction Less rate연소에 사용되는 도시가스유량부족


Stack 전력 생산량확인, Burner 1-3 온

도 확인(TS-1)



No reaction탈황기(1-5)의 탈황 효율이상

개질 시스템의 효율저하 및전력 생산 중단


탈황기의 교체 주기 방안 마련 및 확인 방안 추진

SOx 성분의 검출, 시스템 부식야기



(STR+Shift reactor)

E 1 Ⅴ

E 1 Ⅴ

D 2 Ⅳ

1-6-1

1-6-3

1-6-4

1-6-5

시스템 Shut down

시스템 Shut down

연소열대비 개질가스유량

데이터 지침마련




- 149 -

Hazop Worksheet

Node No. 1-7

검토 대상 PROX


High temp 고온의 Prox air 유입 온도센서(TS-6) D 2 Ⅳ

Low temp 저온의 Prox air 유입 온도센서(TS-6) D 2 Ⅳ시스템 shut downStack 저전압 발생Temperature 1-7-1

Node No. 2-1

검토 대상 Stack


Flow (Fuel) low flow 스택 유입 연료의누출 생산 전력량 감소 전력생산량 확인 E 3 Ⅴ

Flow (air) low flow Blower 오작동 및 고장 생산 전력량 감소압력 센서 및 생산전력량확인

E 3 Ⅴ

Temperaturelowtemperature

과냉각, 냉각수 유량 조절오류

생산 전력량 감소 E 3 Ⅴ

hightemperature

Pump 3-4 오작동 및 ,냉각수 유입 저하

스택 온도 상승으로 인한 효율저하 및 고분자막의 파손

D 1 Ⅲ

Pressure(Fuel)

low pressure개질기와 스택 연결관의파손으로 인한 연료 공급량 저하 및 개질기 이상

효율 감소가연성 센서 PS-2의 확인

C 3 Ⅲ

highpressure

Stack 막힘, 배기구 막힘 스택 압력 상승, 스택 건조

E 4 Ⅴ

E 4 Ⅴ

Blower 2-2의 오작동 및고장

온도 감지센서 TS-5확인 및 생산 전력량확인

low pressure스택 내 압력 저하, 유동의 정체에 의해 전력 발생량 감소

Blower 2-2, 필터 확인전력 생산량 확인

시스템 Shut down

2-1-2

2-1-1

pressure (air)




- 150 -

Hazop Worksheet

Node No. 3-1

검토 대상


3-1 가스관파손 보일러 출력 저하 공급 도시가스 압력 확인

D 1 Ⅴ온수 및 난방 공급 저하 E 5 Ⅴ

blower 제어부 고장 Boiler 내 도시가스 누출 공급 도시가스 압력 확인

D 2 IV

가스관 내 압력 증가 Boiler 내 도시가스 누출 공급 도시가스 압력 확인

D 2 IV

3-1-1Flow

More flow

Less flow

보일러 연료Blower

System Shutdown

Node No. 3-2

검토 대상


3-2 Flow More flow 전력 생산량 저하inverter를 이용한 전

력량 확인C 2 III

스택의 온도 상승 및 고분자막의 파손

스택 내부 온도 센서

Less flow pump 가동 정지전력 생산량 저하, 반응기(STR) 온도 상승

inverter를 이용한 전력량 확인

B 1 Ⅴ

시스템 Shut down

펌프 고장 및 제어 이상

Reformer Water pump

3-2-1




- 151 -

Hazop Worksheet

Node No. 3-4

검토 대상


3-5temperature(T.S-3)

Hightemperature

스택 cooler에서의 물공급량 저하

Stack cooler와의 열교환 성능저하 성능감소

온도 체크 기기 필요 D 2 IV

Stack과 냉각수 온도 증가 연료 전지 효율감소 및 파손온도 및 유량 체크기기 필요

D 2 IV

pump 3-6의 고장으로 인한water storage 3-7로부터의물공급량감소

heat exchanger 효율 저하유량 체크 기기 필요

D 2 III

water storage 3-7과의 연결관파손 및 누수

시스템 내부의 고장유량 체크 기기 필요

B 2 IV

Low

temperatureheat exchanger 고장

Stack 냉각수 온도 저하로 인

한 성능 감소온도 체크 기기 필요 C 2 III

pump 3-6의 고장으로 인한water storage 3-7로부터의물공급량증가

Stack 냉각수 온도 저하로 인

한 성능 감소

온도 유량 체크 기기

필요C 2 III

temperature(T.S-4)

Hightemperature

Stack 온도 증가 열교환 성능 저하 온도 체크 기기 필요 D 2 IV

Lowtemperature

스택 cooler에서의 물공급량 증가

Stack 성능 저하 온도 체크 기기 필요 C 2 III

Flow2 III 3-4-2

3-4-1생산 전력량 및 온도에 대한

체크 및 확인

PEMFC 용 Heat exchanger

Blocking, 부식, scale 누수로 인한 시스템 결함 발생less(leackag

e)보일러 수위 체크 leackage 확인C




- 152 -

Hazop Worksheet

Node No. 3-6

검토 대상


3-7 Level Low level 누수 및 물의 과잉사용누수로 인한 인한 시스템 결함 발생

수도관 압력센서 D 2 III

온수 및 난방 공급 저하 수도관 압력센서 E 1 Ⅴ

High level 수도관의 막힘 (pump연결

관)밸브의 오작동

센서의 오작동

보조 보일러 storage

공급되는 물에 대한 수위 측정기기 별도 설치

3-6-1

누수로 인한 시스템 고장 수도관 압력센서 D 2 III

Node No.

검토 대상


LEVEL High level 배관 파손 B 3 Ⅲ

체결 불량 B 5 Ⅴ

기기 누설 B 4 Ⅳ

No Singnal 전원 차단 B 3 Ⅲ

배선 결함 B 3 Ⅲ

센서 수명 B 2 Ⅱ

S-1

가연성 sensor system

가스 누출 감지 불가

폭발, 인화 위험분위기 형성

시스템 Shut down가연성 센서 신호 확

인




- 153 -

부록 라. Risk Matrix

Likelihood5 4 3 2 1

20 - 100year

10 - 20year

5 - 10year

Every5years

EveryYear

인명피해없

음,

100만원 이하 피해

E Ⅴ Ⅴ Ⅴ Ⅴ Ⅴ

경상,

100만원 이

상 손실D Ⅴ Ⅴ IV IV III

Severity 1명의 중상,

500만원 이

상 실C Ⅴ IV III III II

다수의 중

상,

1천이상의B Ⅴ IV III II I

인명손실,

1억이상손실 A IV III II I I

Risk Rank

I - Unacceptable (반드시 개선책 제시)II - Undesirable (반드시 개선책 제시)III - Accepted with Controls (필요시 개선책 제시)IV - AcceptedⅤ - Low Risk

HAZOP Risk Rank Matrix




- 154 -

부록 마. Action list

Node No. DEVIATION CAUSE CONSEQUENCE PROTECTION S L RR ACTION SCENARIO

blower(1-1)의 이상작동 버너(1-2)에서 화염의 소염Burner(1-3)의 온도

확인



blower(1-1)의 고장 버너(1-2)에서 화염의 소염Burner(1-3)의 온도확인


1-1-2

도시가스 관의 누출 누출가스로 인한 위험 존재Burner(1-3)의 온도확인

육안 확인 불가능, 가연성가스 및 연소가스 센서로확인

1-1-3

관의 파손 화재, 폭발의 위험Burner(1-3)의 온도확인

도시가스 누출경보기지침마련

1-1-5



1-1-7




blower(1-2)의 고장 화재, 폭발의 위험Burner(1-3)의 온도확인

blower의 주기적인 확인 1-2-2

관의 파손 화재, 폭발의 위험Burner(1-3)의 온도

확인

도시가스 누출경보기지침

마련1-2-3

체크밸브 설치 및 확인 1-2-4


1-2-5

anode off gas에 따른 연

료(도시가스, 공기)유량과다 유입

시스템의 과열로 인한 화재위험


적정온도를 초과하는 경우경보 조치

1-3-1

전력 생산량의 부족시스템의 과열로 인한 화재위험

Inverter 전력 생산량체크 및 개질기 온도체크(TS-1)

온도 제어 대책 마련 1-3-2

유량계(F-1)의 오작동버너(1-2)에서 화염의 불완전

연소 야기로 시스템의 효율저하

온도센서 (TS-1) 체

크

유량계(F-3)의 오작동버너(1-2)에서 화염의 불완전연소 야기로 시스템의 효율

저하


압력센서 (PS-1) 체크inverter 전력 생산량

체크압력센서 (PS-1) 체크inverter 전력 생산량체크

Low flow

NO flowblower(1-1)의 고장

연소열 부족으로 시스템 효율감소

Back flow blower(1-1)의 미작동


Low flow

NO flow

Back flow blower(1-2)의 미작동blower 1-3, 3-1로의 공기 유

입으로 화재 위험

Burner(1-3)의 온도

확인

blower(1-2)의 이상작동버너(1-2)에서 화염의 소염,불완전 연소


Burner(1-3)에 온도센서 설치 및 관내 압력센서 설치

C 2 Ⅲ


Blower 내 가스 누출 및 폭발위험


A 4 Ⅲ

C 2 Ⅲ

A 4

C 2 Ⅲ

Ⅲ

High temp

Low temp 시스템의 Shut down

B 4 Ⅳ

NO flow 가스 잠김, Blower 고장 화재, 폭발의 위험

압력센서 PS-1,2의 체크 및

전력생산량의 주기적인 확인

Less flow 관로에서의 가스 누출 화재, 폭발의 위험압력센서 PS-1,2의 체크 및전력생산량의 주기적인 확인

1-1

Action List

1-4

1-2

1-3


blower의 주기적인 확인 1-1-4

1-2-1

1-3-3

1-4-1

1-4-2

4 Ⅲ

C 2 Ⅲ

A




- 155 -

Burner 온도 상승시스템 과열로 인한 전력 생산량 감소


물이 투입되지않음시스템 과열 및 stack 저전압발생, pump feed back


도시가스가 유입되지않음시스템 과열 및 stack 저전압

발생, pump feed back유량계(F-3)확인 E 1 Ⅴ

촉매의 활성능력 저하로개질반응이 충분히 일어

나지 않음

시스템 효율저하로 인한 전력

생산량 감소

반응기(STR) 온도 확

인

탈황기, 물필터, 반응기 온도 확인 지침 마련, shut

down, Cell voltage로 확인

1-5-2

물 및 메탄의 유입량 부족 시스템의 과열 야기 온도센서(TS-6)

한계치 이상의 버너온도

상승(900° 이상)시스템 과열로 인한 화재 위험

온도센서(TS-1)확인

연소에 사용되는 도시가스 유량부족


Stack 전력 생산량확인, Burner 1-3 온도 확인(TS-1)



Less rate연소에 사용되는 도시가

스 유량부족

시스템의 효율 저하로 전력

생산량 감소

Stack 전력 생산량확인, Burner 1-3 온도 확인(TS-1)

물 및 메탄의 유입량 과다시스템의 효율 저하로 전력

생산량 감소

Stack 전력 생산량

확인개질 시스템의 효율저하 및전력 생산 중단


SOx 성분의 검출, 시스템 부식야기


High temp 고온의 Prox air 유입 온도센서(TS-6) D 2 Ⅳ

Low temp 저온의 Prox air 유입 온도센서(TS-6) D 2 Ⅳ

low flow 스택 유입 연료의누출 생산 전력량 감소 전력생산량 확인 E 3 Ⅴ

low flow Blower 오작동 및 고장 생산 전력량 감소압력 센서 및 생산

전력량확인E 3 Ⅴ

lowtemperatur

과냉각, 냉각수 유량 조절오류

생산 전력량 감소 E 3 Ⅴ

hightemperature

Pump 3-4 오작동 및 ,냉각수 유입 저하

스택 온도 상승으로 인한 효율저하 및 고분자막의 파손

D 1 Ⅲ

lowpressure

개질기와 스택 연결관의파손으로 인한 연료 공급량 저하 및 개질기 이상

효율 감소가연성 센서 PS-2의 확인

C 3 Ⅲ

highpressure

Stack 막힘, 배기구 막힘 스택 압력 상승, 스택 건조

보일러 출력 저하공급 도시가스 압력

확인D 1 Ⅴ

온수 및 난방 공급 저하 E 5 Ⅴ

blower 제어부 고장 Boiler 내 도시가스 누출공급 도시가스 압력확인

D 2 IV

가스관 내 압력 증가 Boiler 내 도시가스 누출공급 도시가스 압력

확인D 2 IV

Stack 저전압 발생 시스템 shut down

low

pressure

시스템 Shut down

Less flow

System Shutdown

More flow

EBlower 2-2의 오작동 및

고장

스택 내 압력 저하, 유동의 정

체에 의해 전력 발생량 감소

온도 감지센서 TS-5확인 및 생산 전력량확인

전력 생산량 확인 4 Ⅴ Blower 2-2, 필터 확인

3-1

1-7

1-6

2 Ⅳ

시스템 Shut down

시스템 Shut down

연소열대비 개질가스유량데이터 지침마련

2-1-1

2-1-2

3-1-1


1-5-1

1-5-3

1-5-4

1-5-5

1-7-1

E 1 Ⅴ

2-1

가스관파손

탈황기(1-5)의 탈황 효율이상

No reaction

High temp

Low temp

D




- 156 -

전력 생산량 저하inverter를 이용한 전력량 확인

스택의 온도 상승 및 고분자막의 파손

스택 내부 온도 센서

Less flow pump 가동 정지전력 생산량 저하, 반응기

(STR) 온도 상승

inverter를 이용한 전

력량 확인B 1 Ⅴ

스택 cooler에서의 물공급량 저하

Stack cooler와의 열교환 성능저하 성능감소

온도 체크 기기 필요 D 2 IV

Stack과 냉각수 온도 증가

연료 전지 효율감소 및 파손온도 및 유량 체크기기 필요

D 2 IV

pump 3-6의 고장으로

인한 water storage 3-7로부터의 물공급량감소

heat exchanger 효율 저하유량 체크 기기 필요

D 2 III

water storage 3-7과의연결관 파손 및 누수

시스템 내부의 고장유량 체크 기기 필요

B 2 IV

heat exchanger 고장Stack 냉각수 온도 저하로 인한 성능 감소

온도 체크 기기 필요 C 2 III

pump 3-6의 고장으로

인한 water storage 3-7로부터의 물공급량증가

Stack 냉각수 온도 저하로 인한 성능 감소

온도 유량 체크 기기필요

C 2 III

Hightemperature

Stack 온도 증가 열교환 성능 저하 온도 체크 기기 필요 D 2 IV

Lowtemperature

스택 cooler에서의 물공급량 증가

Stack 성능 저하 온도 체크 기기 필요 C 2 III

less

(leackage)

누수로 인한 인한 시스템 결함 발생

수도관 압력센서 D 2 IV

온수 및 난방 공급 저하 수도관 압력센서 E 1 Ⅴ

수도관의 막힘 (pump연결관)

밸브의 오작동

센서의 오작동

배관 파손

체결 불량

기기 누설

전원 차단

배선 결함

센서 수명

leackage 확인

펌프 고장 및 제어 이상

시스템 Shut down

Blocking, 부식, scale누수로 인한 시스템 결함 발생

보일러 수위 체크 C

폭발, 인화 위험분위기 형성

가연성 센서 신호 확인

III

생산 전력량 및 온도에 대한체크 및 확인

공급되는 물에 대한 수위 측정기기 별도 설치

2

시스템 Shut down

가스 누출 감지 불가

D누수로 인한 시스템 고장 수도관 압력센서

누수 및 물의 과잉사용Low level

High level

Sensor

3-6

3-2

3-4-2

C 2 III

3-2-1

3-4-1

3-6-1

S-1

B 3 Ⅲ

B 3 Ⅲ

2 IV

No Singnal

High level

3-4

High

temperature

Lowtemperatur

e

More flow




- 157 -

주 의 문

주 의

1. 이 보고서는 지식경제부에서 시행한 신․재생에너지기술개발사업의 3차년

도 최종보고서이다.

2. 이 보고서의 내용을 대외적으로 발표할 때에는 반드시 지식경제부(한국가스

안전공사)에서 시행한 신․재생에너지기술개발사업의 사업수행결과임을 밝

혀야 한다.

3. 국가과학기술 기밀유지에 필요한 내용은 대외적으로 발표 또는 공개하여

서는 아니됩니다.


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