가압형 고체산화물 연료전지 / 가스터빈 하이브리드 시스템의 … · 가압형 고체산화물 연료전지 / 가스터빈 하이브리드 시스템의 성능특성

가압형 고체산화물 연료전지 / 가스터빈 하이브리드 시스템의 성능특성 해석

工學碩士學位論文

가압형 고체산화물 연료전지 / 가스터빈

하이브리드 시스템의 성능특성 해석

Performance Characteristics Analysis of

Pressurized Solid Oxide Fuel Cell / Gas Turbine

Hybrid Systems

2005年 2月

仁荷大學校大學院

機械工學科(熱 및 流體工學專攻)

梁元準

i


工學碩士學位論文

가압형 고체산화물 연료전지 / 가스터빈

하이브리드 시스템의 성능특성 해석

Performance Characteristics Analysis of Pressurized

Solid Oxide Fuel Cell / Gas Turbine Hybrid Systems

2005年 2月

指導敎授金東燮

이 論文을 工學碩士學位論文으로 提出함

仁荷大學校大學院

機械工學科(熱 및 流體工學專攻)

梁元準

ii


이 論文을 梁元準의 碩士學位論文으로 認定함

2005年 2月

主審

副審

委員

iii


i

요 약 문

최근, 연료전지와 가스터빈을 결합한 하이브리드 시스템은 친환경적이며

고효율의 특성으로 인해 크게 주목 받고 있다. 현재 하이브리드 시스템의

기술수준은 전 세계적으로 개발 초기 단계로 많은 연구가 진행 중이며 다

양한 구성방법의 시스템이 제안되고 있다. 국내에서도 국가적인 프로젝트

로 가스터빈과 가압상태의 고체산화물 연료전지를 결합한 하이브리드 시스

템 개발을 시작하고 있다.

본 연구는 현재 국내에서 개발 중인 가압형 고체산화물 연료전지/가스터

빈 하이브리드 시스템 성능을 해석하고 하이브리드 시스템의 성능 향상을

위한 다양한 구성방법을 제시한다. 그리고 본 연구의 주요 설계 변수인 압

력비, 터빈입구온도 그리고 연료전지의 작동온도에 따른 시스템 성능을 파

악한다. 또한 시스템 설계 시 고려해야 될 제한요소인 터빈입구온도, 연료

전지 작동온도, 그리고 연료전지 셀 입출구 온도차를 현실적으로 고려하였

을 때의 시스템 성능을 해석한다. 또한 제한요소의 영향을 줄일 수 있는

시스템을 설계하고 그 성능을 분석한다.

현재 국내에서 개발 중인 하이브리드 시스템은 외부개질 시스템이다. 일

반적으로 외부개질 시스템은 개질기가 연료전지 내부에 있는 내부개질 시

스템보다 성능이 낮다. 그러나 성능 해석 결과 연료극 재순환 방법과 공기

극 출구가스 열교환 방법을 사용한 외부개질 시스템은 내부개질 시스템 정

도의 성능을 가졌다. 하지만 동일한 설계 조건에서 제한요소를 고려하였을

때 외부개질 시스템은 성능 향상에 한계를 가졌다. 제한요소의 영향을 줄

일수록 시스템 성능은 향상되었으며, 새로운 시스템 구성으로도 성능 개선

이 가능하였다.


ii

Abstract

Recently, the hybrid system combining fuel cell and gas turbine has drawn much attention owing to its high efficiency and environment friendly ultra low emission. It is now on the verge of world wide development and various system configurations have been proposed. A national project funded by Korean government has also been initiated in developing a pressurized hybrid system.

This work aims at presenting design performance analysis for various possible system configurations as an initial step for the system development. The effects of performance characteristics with respect to main design parameters such as pressure ratio, turbine inlet temperature, and the operating temperature of the fuel cell are analyzed. Besides, parametric design analyses for hybrid systems have been performed considering probable practical limiting design factors such as turbine inlet temperature, fuel cell operating temperature, temperature rise in the fuel cell and so on. And, hybrid systems which are capable of reducing influences of the limiting design factors are laid out and performances analyses of these systems are carried out.

The hybrid system under development of the domestic project adopts external reforming system. Generally, external reforming system exhibits lower efficiency than internal reforming system. However, performances of the hybrid system being developed domestically can be improved up to that of the internal reforming system by adopting anode gas recirculation and cathode air heat exchange. But, considering limiting factors at the same design conditions, performances of the external reforming hybrid system are reduced. As the effects of limiting factor are decreased, performances of the system are increased. Moreover, improvement of the system configuration lessens the problem due to limiting factors.


iii

Nomenclature

AR : flow ratio for additional air supplied to combustor E : Nernst potential [ V ] ER : external reformer F : Faraday constant [ 96,486 Coulomb / mol ] F/A : fuel / air ratio FCT : fuel cell temperature [ ]℃ FR : flow ratio for additional fuel supplied to combustor G : Gibbs free energy h

mn

Q

: enthalpy [ kJ / kmol ] IR : internal reformer J : current density [ A / cm2 ] HX : heat exchanger LHV : low heating value [ kJ / kg ]

: mass flow [ kg / s ] : mole flow [ mol / s ]

PR : pressure ratio PWR : power ratio

: heat transfer rate [ kW ] R : gas constant [ kJ / kmol·K ] SCR : steam / carbon ratio TIT : turbine inlet temperature [ ]℃

fU

W

: fuel utilization factor

V : voltage [ V ] w : specific power [ kJ / kg ]

: power [kW]


iv

Greek Symbols

η : efficiency [ % ] ρ : electrical resistance [ Ω·cm2 ]

Subscripts

o : standard condition a : anode aux : auxiliary AC : alternating current c : cathode comp : compressor DC : direct current e : electrolyte FC : fuel cell FS : fuel cell system gen : generator GT : gas turbine HS : hybrid system inv : inverter m : mechanical N : Nernst p : polarization sh : shaft sys : system turb : turbine


v

표 목 차

Table 1 Hybrid system under development of DOE. ························ 7

Table 2 Major differences in system configuration. ······················· 11

Table 3 Reference design parameters. ········································· 21

Table 4 Comparisons of analysis results. ······································ 27

Table 5 Various design cases without additional fuel supply to the

combustor. ···································································· 40

Table 6 Various design cases with additional fuel supply to the

combustor. ····································································· 40

Table 7 Comparison of analysis results for systems without additional

fuel supply to the combustor. ·········································· 50

Table 8 Comparison of analysis results for systems with additional

fuel supply to the combustor. ·········································· 51

Table 9 Example of fuel supply ratio, air bypass ratio and recuperator

effectiveness for the externally reformed system under

=100cellT∆

cellT∆

cellT∆

cellT∆

oC. ································································· 52


effectiveness for the externally reformed system under

=200oC. ································································· 53


effectiveness for the internally reformed system under

=100oC. ································································· 54


effectiveness for the internally reformed system under

=200oC. ································································· 55


vi

그 림 목 차

Fig. 1 SOFC/GT hybrid system under development of the domestic

project. ············································································· 6

Fig. 2 Configurations of various hybrid systems. ·························· 12

Fig. 3 Effect of increase in fuel ratio to fuel cell for case A. ········· 28

Fig. 4 Effect of simultaneous increase in fuel and air flow ratio to fuel

cell for case A. ································································ 29

Fig. 5 Effect of TIT on the performance of the SOFC/GT hybrid

system for case B. ··························································· 30


system for case D. ··························································· 31


system for case E. ··························································· 32


system for case F. ··························································· 33

Fig. 9 Cell voltage for configurations B and D. ····························· 34

Fig. 10 Cell voltage for configurations E and F. ····························· 34

Fig. 11 SOFC/GT hybrid systems with additional fuel supply to the

combustor. ······································································ 38

Fig. 12 SOFC/GT hybrid systems with both additional fuel supply to

the combustor and air preheater. ······································ 39

Fig. 13 Comparison of analysis results for various cases at cell

temperature difference (inlet & outlet) of 100℃. ················ 56

Fig. 14 Comparison of analysis results for various cases at cell

temperature difference (inlet & outlet) of 200℃. ················ 57

Fig. 15 Performance result for maximum cell temperature difference

(inlet & outlet) of 100℃ (ER). ··········································· 58


vii






(inlet & outlet) of 100℃ (IR). ············································ 59





Fig. 21 Performance of the externally reformed fuel cell system. ···· 61

Fig. 22 Performance of the internally reformed fuel cell system. ····· 61

Fig. 23 Performance gain of the externally reformed hybrid system for

△ l of 100℃. ································································ 62 celT

celT

celT

celT

celT

Fig. 24 Performance gain of the externally reformed hybrid system for

△ l of 200℃. ································································ 62

Fig. 25 Performance gain of the internally reformed hybrid system for

△ l of 100℃. ································································ 63

Fig. 26 Performance gain of the internally reformed hybrid system for

△ l of 200℃. ································································ 63

Fig. 27 Hybrid system adopting a burner for preheating cell inlet air

(Config. 1). ······································································· 66

Fig. 28 Hybrid system adopting recirculation of the cathode exit gas

for preheating cell inlet air (Config. 3).······························· 67

Fig. 29 Performance results for maximum l∆ of 100℃. ············· 71

Fig. 30 Performance results for maximum lcelT∆ of 200℃. ············· 73


viii

목 차

요약문 ························································································ ⅰ

Abstract ······················································································ ⅱ

Nomenclature ·············································································· ⅲ

표목차 ························································································ ⅴ

그림목차 ····················································································· ⅵ

목차 ··························································································· ⅷ

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

1.1 연구 배경 ············································································· 1

1.2 연구 동향 ············································································· 2

1.2.1 고체산화물 연료전지 ··················································· 2

1.2.2 마이크로 가스터빈 ······················································ 3

1.2.3 하이브리드 시스템 ······················································ 4

1.3 연구 목적 및 내용 ································································· 5

제 2 장 본론 ················································································· 8

2.1 SOFC/GT 하이브리드 시스템 구성방법에 따른 성능 해석 ··········· 8

2.1.1 시스템 구성 및 개요 ·················································· 8

2.1.2 해석방법 ································································· 15

2.1.2 해석결과 및 고찰 ····················································· 22

2.2 제한요소를 고려한 SOFC/GT 하이브리드 시스템 성능 해석 ······ 35

2.2.1 시스템 구성 및 개요 ················································ 35

2.2.2 해석방법 ································································· 41

2.2.2 해석결과 및 고찰 ····················································· 41

2.3 셀 입구 예열방법에 따른 SOFC/GT 하이브리드 시스템의 성능 해석

·························································································· 64

2.3.1 시스템 구성 및 개요 ················································ 64


ix

2.3.2 해석방법 ································································· 68

2.3.2 해석결과 및 고찰 ····················································· 68

제 3 장 결론 ··············································································· 75

참고문헌 ····················································································· 77


1

제 1 장 서 론

1.1 연구 배경

전 세계적으로 환경과 에너지 절약에 대한 관심이 증대되면서 발전설비

분야에서도 공해물질 배출이 적고 효율도 높은 새로운 발전 시스템에 대한

연구가 활발하게 이루어지고 있다. 특히 연료전지는 연료가 가진 화학에너

지를 전기화학반응에 의해 직접 전기에너지를 얻어 고효율이며, 유해가스

배출이 거의 없는 특성으로 크게 주목 받고 있다. 뿐만 아니라, 최근에는

이러한 연료전지(fuel cell, FC)에 가스터빈(gas turbine, GT)을 결합하여

시너지 효과를 얻는 하이브리드(hybrid) 시스템에 대한 기술 개발 및 연구

가 늘고 있다.(1-4) 다양한 연료전지 중 하이브리드 시스템을 이루기에 적합

한 연료전지는 작동온도가 높은 고온형 연료전지인 용융탄산염 연료전지

(molten carbonate fuel cell, MCFC, 650℃)와 고체산화물 연료전지(solid

oxide fuel cell, SOFC, 700~1000℃)이다. 특히 최근에는 3세대 연료전지

인 SOFC에 다양한 연구와 분산발전에 대한 관심으로 수십 kW급의 마이

크로 가스터빈(micro gas turbine, MGT)과 SOFC를 결합한 하이브리드 시

스템에 대한 연구가 선진국을 중심으로 이루어지고 있다.(5-7) 국내에서도

단기적 성능목표는 낮으나 궁극적으로 소형이면서 고효율의 하이브리드 시

스템 개발 과제가 현재 진행 중이다.(8) 따라서 본 연구에서는 국내에서 개

발 예정인 SOFC/GT 하이브리드 시스템(Fig. 1)의 설계 성능을 제시하고

시스템 구성을 개선해 가면서 성능특성을 해석하여 시스템 성능의 향상 방

법을 제시하는 것이 목적이다.


2

1.2 연구 동향

1.2.1 고체 산화물 연료전지 (SOFC)

1839년 영국의 W.R. Grove에 의해 발명된 연료전지는 1969년 미국 우

주 사업에 이용되면서부터 실용화 되기 시작하였다. 그러나 그 후 연료전

지는 경제성 문제로 관심을 받지 못하다가 최근에 에너지 절약과 환경규제

강화로 인해 새로운 에너지 시스템으로 크게 주목 받고 있다. 지금까지 개

발된 연료전지는 알칼리형(AFC), 인산형(PAFC), 고분자 전해질형

(PEMFC), 용융 탄산염형(MCFC), 그리고 고체 산화물형(SOFC) 등이 있

으며 현재 이들을 이용한 다양한 연구가 전 세계적으로 진행되고 있다. 이

러한 다양한 연료전지 중 SOFC는 다른 연료전지와는 달리 전해질로 액체

가 아닌 고체인 세라믹을 사용하여 내구성이 높은 특징이 있다. 또한 운전

온도가 높은 단점이 있으나 고온의 폐열을 이용한 하이브리드 시스템에 이

용할 경우 발전 효율을 더 높일 수 있는 장점이 있다. 미국의 경우 SOFC

는 에너지성(DOE)과 전력연구소(EPRI)를 중심으로 상용화를 위해 다양한

연구개발이 진행되고 있다. 특히 DOE는 Vision 21 프로젝트로써

SOFC/GT 하이브리드 시스템인 가압형 250kW, 1MW, 2MW 발전시스템을

개발하는 프로그램을 1997년부터 진행하고 있다. 또한 전력 생산 가격을

kW당 1300달러로 감소시키는 것을 목표로 다양한 연구가 진행 중 이다.(1)

일본은 NEDO의 지원 하에 New Sunshine 프로그램으로 진행 중이며 유

럽은 독일을 중심으로 영국, 네덜란드, 덴마크, 스위스 등에서 연구개발을

하고 있다. 국내에서는 1994년에 대체에너지 기술 개발 프로그램에 의해

SOFC에 대한 연구가 시작되어 쌍용 중앙연구소 및 한국에너지기술연구원

에서 100W 급을 개발하였고, 현재는 한국에너지기술연구원에서 kW급

SOFC에 대한 연구를 하고 있으며, 전력연구원에서는 200W급 SOFC 개발

이 진행 중이다.


3

1.2.2 마이크로 가스터빈 (MGT)

최근 들어서 분산발전 시스템에 대한 관심이 고조되면서 중대형 발전시

스템에 비하여 상대적으로 소형이면서 운전성능과 신뢰성이 우수한 마이크

로 가스터빈이 주목 받고 있다. 뿐만 아니라, MGT는 기존의 열기관에 비

하여 환경 측면에서도 큰 장점을 가지고 있다. 이러한 MGT는 외형만 소

형화 되었을 뿐 그 구성은 기존의 가스터빈과 다를 것이 없다. 수십 kW급

인 MGT는 대체로 효율 저하를 방지하기 위하여 재생기(regenerator)를

이용한다. 현재 세계적인 MGT 개발 동향은 선진업체인 Capstone

Turbine, Ingersol-Rand Energy Systems 등을 중심으로 이루어지고 있으

며, 이들은 기존의 MGT보다 더 높은 출력과 효율을 얻기 위한 연구를 진

행하고 있다.(9) 국내에서도 MGT 제작경험을 바탕으로 몇몇 기관이 현재

수십 kW급 MGT를 개발 중(10-12)에 있으며, 이에 비교적 단기간에 일정

성능수준 이상의 MGT의 개발이 가능할 것이다. 뿐만 아니라, 수십 kW급

MGT는 현재 수백 kW급인 연료전지 기술을 고려할 때 하이브리드 시스템

을 구성에 적합한 것으로 예상된다.


4

1.2.3 하이브리드 시스템 (Hybrid System)

연료전지와 가스터빈은 각각의 시스템만으로도 우수한 성능을 가지고 있

고 그 성장 잠재능력 또한 우수하다. 그러나 이 두 시스템을 결합한 하이

브리드 시스템은 두 시스템의 단점을 서로 보완하여 더 큰 성능을 낸다.

즉, 하이브리드 시스템에 사용되는 MGT와 같은 소형 가스터빈 시스템에

서는 대형 가스터빈에 비해 효율이나 배출물 특성 좋지 않다. 한편 연료전

지는 고효율과 친환경적인 특성을 가지나 제작 비용이 큰 단점이 있다. 따

라서 이 두 시스템을 결합하면 서로간의 장점으로 단점을 최소화하여 다른

시스템에 비해 높은 성능을 낸다. 하이브리드 시스템은 두 시스템을 결합

하는 방법에 따라 다양한 설계가 가능하다. 연료전지의 작동압력을 기준으

로 가압형과 상압형 시스템으로 나뉘며, 대체로 가압형이 상압형에 비하여

높은 효율을 얻을 수 있는 것으로 알려져 있다. (13,14)

하이브리드 시스템 개발이 가장 활발한 미국은 1990년대 말부터 DOE

산하 국립에너지기술연구소(National Energy Technology Laboratory,

NETL)를 중심으로 연료전지/가스터빈 하이브리드 발전 시스템 개발사업

을 추진해오고 있다. 이에 2000년도 중반 Edison Technology Solutions사

가 Siemens-Westinghouse사의 SOFC와 Ingersol-Rand사의 MGT를 결

합한 하이리드 시스템으로 효율 56%에 250kW급 시제품 개발을 완료하였

고 현재 내구성 테스트 중이다. 이 사업은 장기적으로 2015년까지 지속될

것이며 단계별 기술 개발을 통해 최종 목표 효율 80% 이상으로 하고 있다.

이 외에도 DOE 주도로 진행되는 하이브리드 시스템 연구개발 과제는 6개

로 Table 1에 나타내었다.(1) 일본에서는 교토대학을 중심으로 SOFC 하이

브리드 시스템에 대한 다양한 연구가 진행 중이다.(15) 이 외에 이탈리아에

서도 다양한 SOFC 하이브리드 시스템에 연구가 활발히 이루어지고 있

다.(16) 국내에서는 하이브리드 시스템에 대한 연구가 초기 단계에 있으며

최근에 산업자원부 차세대 신기술개발 사업으로 SOFC/GT 하이브리드 시

스템 개발에 착수하였다. 이 사업은 50kW급 가스터빈에 5kW급 고체산화

물 연료전지를 결합한 하이브리드 시스템 개발을 목표로 진행 중이다.(8)


5

1.3 연구 목적 및 내용

현재까지 선진국 기술수준에서 상용화를 위해 최적화된 가압형 하이브리

드 시스템 설계에 의하면 60%에 가까운 열효율이 가능한 것으로 알려져

있다. 이 경우에 대체로 출력비(연료전지 출력/가스터빈 출력)가 5이상으로

서(220kW/40kW) 연료전지가 상대적으로 비중이 크다.(5-7) 그러나 이는

수백 kW급 연료전지의 제작이 가능한 경우에 실현 가능성이 있는 것이며,

현재 SOFC의 개발 초기단계인 국내에서는 단기간에 성취하기 힘들다. 따

라서 국내에서는 이러한 현실적인 기술수준을 고려하여 최근 단기적 성능

목표는 낮지만 궁극적으로 소형이면서 고효율의 하이브리드 시스템을 개발

하는 과제가 진행 중이다.(8)

따라서 본 연구는 국내에서 개발 중인 SOFC/GT 하이브리드 시스템의

설계성능을 제시하는 것을 목적으로 한다. 뿐만 아니라 하이브리드 시스템

은 각 구성부의 결합 방법에 따라 다양한 시스템 설계가 가능하다. 특히,

주요 구성부인 개질기는 개질열 공급 방법, 수증기 공급 방법 그리고 개질

기 형태에 따라 다양한 구성이 가능하므로 이 구성방법을 바꾸어 가면서

하이브리드 시스템의 성능 개선하여 선진국 수준의 성능 목표를 이루기 위

한 개발 방향을 제시한다. 그러나 다양한 결합방법이 있는 만큼 설계 시

고려해야 할 제한요소들(터빈입구온도(TIT), 연료전지 작동온도(FCT), 연

료전지 셀 입출구 온도차 등)이 많으므로 이러한 제한요소를 고려하였을

때 시스템의 성능특성을 파악한다. 또한 시스템 설계 개선을 통하여 하이

브리드 시스템에 대한 제한요소의 영향을 최소화하는 시스템을 설계하고

그 성능을 해석하는 것을 본 연구의 목적으로 한다.


6

Fig. 1 SOFC/GT hybrid system under development of the domestic

project.


7

Table 1 Hybrid system under development of DOE.

TITLE Institute & Company

SOFC Hybrid System for

Distributed Power GenerationHoneywell, Inc.

Pressurized Solid Fuel Cell

/Gas Turbine Power System

Siemens-Westinghouse Power Corp.

Rolls-Royce Allison

A High Efficiency

PSOFC/ATS-Gas Turbine

Power System

Siemens-Westinghouse Power Corp.

Caterpillar Inc.

Fuel Cell/Micro-Turbine

Combined Cycle

McDermott Technology, Inc.

Ingersoll-Rand (NREC, previously)

High Efficiency Fossil Power

Plants (HEFPP)

Conceptualization ProgramM-C Power corporation

High Efficiency Fossil Power

Plants (HEFPP)

Conceptualization Program

FuelCell Energy

Allison Engine Company


8

제 2 장 본론

본 연구에서는 현재 국내에서 개발 중인 SOFC/GT 하이브리드 시스템의

설계성능을 제시하고 다양한 구성 방법으로 개선된 시스템의 성능을 해석

하였다. 또한 하이브리드 시스템 설계 시 고려해야 할 여러 가지 제한 요

소가 시스템 성능에 미치는 영향에 대해 알아보았다. 마지막으로 시스템

설계 시 제한 요소의 영향을 최소화 할 수 있는 시스템 구성 방법을 제시

하고 시스템 성능을 해석하였다.

2.1 SOFC/GT 하이브리드 시스템 구성방법에 따른 성능 해석

2.1.1 시스템 구성 및 개요

본 연구에서는 국내에서 개발 중인 SOFC/GT 하이브리드 시스템의 개발

목표인 50kW GT와 5kW SOFC를 결합한 가압형 하이브리드 시스템과 이

시스템의 성능 개선을 위해 다양한 구성 방법으로 SOFC와 GT를 결합한

시스템을 연구 대상으로 한다. 총 6개의 시스템 구성으로서 Fig. 2에 개략

도를 나타내었으며, 각 시스템 사이의 구성방법은 Table 2에 요약하였다.

가압형 하이브리드 시스템은 기본적으로 공기가 가스터빈 압축기에 먼저

공급되고 가압상태로 연료전지에서 연료와 반응한 뒤 반응한 고온의 가스

가 터빈으로 유입된다.

하이브리드 시스템에서 주요 구성부는 연료전지와 가스터빈이며, 고효율

을 전제로 한 시스템 구성의 예는 문헌을 통하여 알 수 있다.(5-7) 연료전

지는 다시 여러 가지의 구성요소로 이루어진다. 탄화수소계 연료로부터 연

료전지 셀 반응에 필요한 수소를 생산하기 위한 개질기(reformer), 개질기

흡열반응을 위한 열 공급장치, 개질 반응에 필요한 수증기 공급장치 등이

필요하며, 연료 개질방식에 따라 다양한 시스템 구성이 가능하다.


9

Case A

Case A는 현재 국내에서 개발 중인 가스터빈 50kW에 연료전지 5kW를

결합한 시스템이다. 이 시스템은 연료전지 셀 반응에 필요한 수소를 얻기

위해 수증기 개질(steam reforming)법을 사용한다. 흡열반응인 수증기 개

질에 필요한 개질열은 개질버너(reforming burner)를 사용하며, 개질반응

에 필요한 수증기는 외부에서 공급 받는다. 개질기는 연료전지와 분리된

외부 개질기(external reformer)를 사용한다. 그리고 연료전지의 출력을

제한하기 때문에 압축기에서 압축된 공기와 연료를 모두 연료전지로 보내

지 못하고 분리기에서 많은 부분을 바이패스시켜 주연소기에서 연소시킨다.

압축기를 통해 가압된 공기가 재생기(recuperator)를 거쳐 1차 예열된

후 일부는 덕트버너로부터 연료전지 반응에 필요한 온도까지 2차 예열되

어 공기극(cathode)으로 들어간다. 나머지 공기는 바이패스되어 연소기로

바로 들어간다. 연료도 일부는 개질기에서 수소로 개질되어 연료극(anode)

으로 들어가고 나머지는 연소기로 바로 들어간다. 이 때 개질반응은 흡열

반응인 수증기 개질방법으로서 개질에 필요한 열은 연료전지로 들어갈 일

부의 연료와 공기를 개질버너에서 연소하여 얻는다. 증기개질에 필요한 수

증기는 별도로 물을 공급하여 수증기 발생기(steam generator)를 통해 얻

는다. 이 때 필요한 열원은 재생기를 거쳐 나온 가스를 다시 열교환하여

얻는다. 연료전지에서 반응 후 나온 가스는 덕트버너와 연소기를 통해 완

전 연소되고 연소기를 통해 나온 고온 고압의 가스가 터빈으로 들어가서

동력을 발생한다. TIT는 현 마이크로터빈 제작수준을 고려한 국내 하이브

리드 시스템 개발 목표(8)의 설계값인 850℃로 정하였으며, 압력비는 3.5로

정하였다. 추후 다른 시스템들에서도 이 온도와 압력비는 유지시킨다.

Case B

Case B는 Case A와 같은 구성에서 연료와 공기를 바이패스하지 않고


10

모두 연료전지로 보내는 시스템으로서 연료전지 출력 증가가 예상된다.

Case C

Case C는 Case B와 같은 구성에서 연료극에서 반응하고 나오는 수증기

를 개질기로 재순환하여 개질에 필요한 수증기를 공급하도록 한 경우(17)이

다. 외부에서 수증기 공급을 하지 않도록 개선함으로써 성능개선이 예상된다.

Case D

Case D는 Case B와 같은 구성에서 개질버너 대신 공기극에서 셀반응

후 나오는 고온의 공기를 열교환하여 개질에 필요한 열을 얻도록 한 시스

템이다. 셀온도가 충분히 높으므로 셀 출구 공기를 열교환하여 충분히 개

질열 공급이 가능하다.(18)

Case E

Case E는 Case C와 Case D에 사용한 수증기 재순환 방법과 공기극에서

나온 공기열을 이용한 개질열 공급을 동시에 사용한 구성이다.

Case F

이전까지의 시스템들이 외부개질에 의존한 것에 비하여 Case F에는 기

술수준이 높은 내부개질(internal reforming) 시스템이다. 셀 반응이 온도

가 높은 발열반응이므로 발생된 열의 일부를 개질기에 바로 공급할 수 있

으며, Case F가 이러한 방법을 적용한 시스템이다. 이 시스템은 상용화에

가장 근접한 Siemens-Westinghouse사의 시스템(5-7)과 매우 유사한 구성

을 갖게 된다.


11

Table 2 Major differences in system configuration.

Bypass

ratio*

Reformer

type

Reformer heat source

Steam supply

method Case

Fuel Air IR ER Reforming

burner

Cathode

air HX

Fuel cell

reaction

Re-

circulation

Steam

generator

A

B

C

D

E

F

0.93

-

-

-

-

-

0.77

-

-

-

-

-

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

●

* Fraction of air and fuel at each separator which is bypassed to main

combustor.


12

Recuperator

Steam generator

Exhaust

Water

Air

Comp.Turb.

Fuel c

ell

AC

Air s

epara

tor

Fuelseparator

Material

Energy

DC/AC

Fuel

Pump

Refo

rmer

Duct burner

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Combustor

Fuelpressorcom

Reformingburner

Air preheater

(a) Case A

Fuel c

ell

Material

Energy

AC

DC/AC

Fuel

Pump

Recuperator

Steam generator

Exhaust

Water

Air

Comp.Turb.

Refo

rmer

Duct burner

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Fuelmpressorco

Reformingburner

Air preheater

(b) Case B

Fig. 2 Configurations of various hybrid systems.


13

DC/AC

Fuel c

ell

Recuperator

Fuel

Refo

rmer

Duct burner

Fuelmpressorco

Reformingburner

Material

Energy

AC

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Exhaust

Air

Comp.Turb.

Air preheater

(c) Case C

Fuel

Pump

Recuperator

Steam generator

Exhaust

Water

Air

Comp.Turb. Fuel

pressorcom

Refo

rmer

Duct burner

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

HX

Material

Energy

AC

DC/AC

Fuel c

ell

Air preheater

(d) Case D



14

Exhaust

Air

Comp.Turb.

Fuel

Fuecompre

lssor

HX

Combustor

Recuperator

Refo

rmer

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Material

Energy

AC

DC/ACFuel c

ell

Air preheater

(e) Case E

Fuel cell

Fuel

Fucomp

elressor

Combustor

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Refo

rmer

Material

Energy

DC/A

Exhaust

C

Recuperator

AC

Air

Comp.Turb.

Air preheater

(f) Case F



15

2.1.2 해석방법

다양한 시스템을 효과적으로 해석하기 위하여 화학반응을 포함한 열시스

템 해석이 가능한 상용 소프트웨어 HYSYS(19)를 사용하였다. 공급되는 연

료는 메탄(CH4)이며,

2H +CO

2 2H +CO

연료의 개질반응을 통해 수소를 얻는 개질기는 1차,

2차 반응으로 이루어진다. 단위 메탄 1몰이 완전 반응을 거친다고 가정하

면 아래와 같이 4몰의 수소가 발생한다. (20)

Reforming : (1a) 4 2CH +H O 3

Water-gas shift : 2CO H O+ (1b)

Total Reaction : (1c) 4 2CH +2H O CO2 2+4H

그러나 실제로 반응률은 반응조건에 의존하므로 반응온도와 압력의 함수

로 이를 결정하는 평형반응(equilibrium reaction)을 고려하였다. 개질반응

은 흡열반응으로써 다음과 같은 에너지식이 적용된다. 열량의 공급은 앞의

시스템구성에서 설명한 바와 같이 시스템에 따라 다양한 방법을 고려하였

다. R과 P는 각각 반응물과 생성물을 의미한다.

i in h Q∑ i iR P

n h+ = ∑ 0Q >, 여기서 (2)

개질반응이 원활히 일어나도록 식 (3)과 같이 수증기/연료비(steam

carbon ratio, SCR)를 정하게 되는데, 본 해석에서는 3.0으로 일정하게 두

었다. 이 값이 주어지면 외부에서 물을 공급하여 수증기를 발생시키는 경


16

우에는 공급되는 물의 양이 결정되며, 연료극 가스를 재순환하여 수증기를

개질기에 공급하는 경우에는 연료극에서 나간 가스의 재순환비가 결정된다. (7)

2

4

H O

CH

nn

=

2H O+2e

- 22e O→

SCR (3)

셀에서는 공기극으로 공급된 공기 중 산소만 이온화되고 이온화된 산소

는 전해질을 통해 연료극으로 이동하여 수소 및 개질기에서 개질되지 않고

남은 일산화탄소와 반응한다. 이 때 발생된 전자가 공기극으로 이동하면서

전류를 발생시킨다. 수소를 기준으로 한 반응식은 다음과 같다.

Anode : - (4a) 2-2H +O →

Cathode : - (4b) 2O +

Overall : 2 21H + O2 2

H O→ + Electricity (4c)

개질반응에서 생성된 일산화탄소 역시 연료로 사용되어 수소와 마찬가지

로 1몰당 2몰의 전자이동을 가져온다.(20) 셀 내부의 연료는 셀의 전압손실

을 고려하여 모두 산소와 반응할 수 없게 제한하고 이를 연료이용률

(Utilization factor, Uf)로 정의한다.

2

2

H ,reacted

H ,suppliedf

n nU

n nCO,reacted

CO,supplied

+=

+ (5)


17

연료이용률을 제한하는 이유는 이 값이 너무 높을 경우에 셀 말단부에서

연료가 희박해져 셀의 전압 손실이 커질 가능성이 있기 때문이다. (20)

셀반응에서 에너지보존식은 식 (6)으로 표현된다. FCT는 셀 출구온도를

의미하며 이 반응식으로부터 구할 수 있다. 는 외부개질기를 사용하는

경우에는 존재하지 않으며, 내부개질기를 사용하는 경우에는 개질기로 전

달되는 열량이다.

Q

,FC DCW+i i i iR P

n h Q n h+ =∑ ∑

0Q여기서 내부개질 : < 0Q, 외부개질 : = (6)

셀반응으로 발생되는 셀전압은 FCT와 셀의 작동압력에 대한 영향(16,21)

을 고려하고 국내에서 개발 목표로 진행 중인 하이브리드 시스템의 설계값

인 FCT 800℃, 압력비(PR) 3.5에서 셀전압 0.7V를 기준(8)으로 설계한다.

PR 3.5 일 때 FCT 800~1000℃에서 셀전압이 0.7~0.81V 사이에서 변하

게 하였다.

또한 셀전압은 셀 내부에서 발생하는 전압손실을 고려하였다. 우선

Nernst식 (7)에 의한 이론적인 셀 전압을 계산한 뒤, 셀 내부에서의 전압

손실 모델을 식 (9)와 같이 적용하여 실질적인 셀의 발생전압을 구한다.

마지막으로 위에 언급한 것처럼 개발 중인 시스템의 설계 조건(8)에 맞춰

필요한 셀전압을 얻는다.

2 2

2

0.5H O

H O

P P ×

ln2

oN

R FCTE EF P

×= + , where /o oE G nF= −∆ (7)


18

ln( / ) ln(1

ln(1 / )c o / )p a o

c o

J JE V J JJ J

= + +

/1273)o a FCT

)

where (8) (-7520/ 4.51)10 , 0.074(FCTJ V+= =

- - (N P a a eV E E J L Le c cLρ ρ ρ= + + (

-1392 / )FCTa

(600 / )FCTc

10350/ )FCTe

9)

여기서 J는 전류밀도이며, L은 셀내부 각층의 두께이다. 셀 내부의 저항

인 Activation 손실은 전극표면에서 반응속도가 느리기 때문에 생성되는

것이고 Ohmic 손실은 전극의 재질을 통하는 전자의 흐름에 대한 저항 또

는 전해질로 통하는 이온들의 저항, 그리고 구성요소들의 접촉저항을 말한

다. Concentration 손실은 연료극 표면에서 반응물의 농도 변화로부터 확

산 지연되어 발생하는 손실로써 전압에 영향을 주며, concentration의 감

소는 충분한 반응물을 전극표면으로 이동시키지 못하게 된다. 이러한 극성

손실은 다음 식 (10a), (10b) 그리고 (10c)에 의하여 구한다.(16)

Anode : (10a) (0.00298eρ =

Cathode : (10b) 0.008114eρ =

Electrolyte : (10c) (0.00294eρ =


19

FCT 로부터 저항 계산을 하여 식 (11)에 의해 연료전지에서 발생되는

직류출력을 계산한다.

연료전지의 출력과 효율은 다음으로 정의된다.

2, H ,reacted CO,reacted2 ( )FC AC invF VW n n η= ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ (11)

,

,( )DC

FC fuelV

compW−

FCFC

Wm LH

η =⋅ (12)

가스터빈의 출력은 다음 식으로 계산되며, 가스터빈의 순출력은 가스터

빈 출력에서 각종 부수적인 동력 소모율(연료압축기 동력 등)을 제외한 것

을 의미한다.

,GT sh turb mW W η= ×

auxW−

(13)

, ,GT AC GT sh genW W η= × (14)

출력비(power ratio, PWR)는 식(15)와 같이 연료전지 대 가스터빈의 출

력비로 정의하며, 하이브리드 시스템의 효율은 식(16)으로 정의한다.

,

,

FC AC

GT AC

WW

PWR = (15)


20

, ,

( )FC AC

fuel

W WHV+GT AC

sys m Lη =

⋅ (16)

시스템 해석에 사용되는 주요 설계 변수값은 Table 3에 나타내었다. 이

외에도 모터효율 및 배관에서의 압력손실들도 현실적으로 고려하였다. 또

한 모든 Case는 50kW 가스터빈에 연료전지를 결합한 시스템으로 각

Case의 구성방법에 따라 셀의 작동온도와 출력이 각각 다른 연료전지가

결합된다.


21

Table 3 Reference design parameters.

Fuel Methane

GT parameters

Pressure ratio 3.5

Compressor efficiency 78 %

Turbine efficiency 85 %

Recuperator effectiveness 83 %

Fuel Cell parameters

Fuel utilization factor 0.7

Steam/Carbon ratio 3

Inverter efficiency 93 %


22

2.1.3 해석결과 및 고찰

1) 각 Case 별 성능 해석

각 시스템의 성능지수들은 Table 4에 비교하여 요약하였다. Case A에서

는 연료와 공기의 많은 부분을 연료전지에 공급하지 않고 바이패스(연료는

93%, 공기는 77%) 시켜서 연료전지 출력을 작게 만든 경우이다. 출력비는

0.1이며 가스터빈의 출력이 50kW가 되도록 공기유량을 결정하였다. 셀온

도는 745℃로 예상되었다. 전체 시스템의 효율은 21.3%로 상당히 낮다.

연료전지를 제거하고 가스터빈만 단독 운전한다고 가정하면 효율은 약

18%로 예상된다. 현재 개발되어 있거나 계획 중인 동급 규모의 마이크로

터빈들의 효율이 25%인데 비하여 18% 정도로 낮은 이유는 하이브리드

시스템을 구성하기 위해서 시스템의 구성부가 늘고 복잡해져서 압력손실이

상당히 크기 때문이다. 결국, Case A에서는 가스터빈이 주 기기가 되고 상

대적으로 효율이 높은 연료전지(연료전지만의 효율은 약 30%)가 출력을

일부 보조하는 구성으로서 시스템 효율은 가스터빈 단독 운전시 보다는 다

소 증가한다. 따라서 가스터빈 출력이 50kW로 고정된 상태에서는 연료전

지의 출력을 높일수록 전체 효율이 향상될 것이다.

Case B는 Case A에서 공기와 연료를 바이패스 시키지 않고 바로 연료

전지로 유입한 경우로서 A에 비하여 더 큰 출력의 연료전지가 필요하다.

연료전지 출력은 120kW가 되어 출력비는 2.39로 증가한다. 연료전지의

구성방법은 같으나 연료전지에서 반응하는 연료량의 증가로 FCT가 상승

하여 연료전지의 효율은 33.5%로 높아진다. 또한, 상대적으로 효율이 높은

연료전지의 출력비중이 높아지기 때문에 전체 효율이 상승한다. 시스템 효

율은 44.2%로 Case A 경우보다 거의 두 배 이상 상승한다. 다만, 이 경우

에 FCT가 상승하여 886℃가 되어야 한다. Case B는 국내 개발 예정인 하

이브리드 시스템의 각 구성부를 바꾸지 않고 연료전지 출력만 높일 경우

시스템이 낼 수 있는 최대 성능을 갖는 Case이다. 그러나 시스템 효율이

현재 선진국 기술수준인 효율 60% 이상 되지 못하므로 더 많은 시스템 개


23

선이 요구된다.

한편 Case A와 B의 중간단계에서 연료전지로 공급되는 연료 및 공기량

을 조절하여 연료전지의 출력을 연속적으로 증가시키는 것이 가능할 것이

며, 이에 대한 결과를 살펴보고자 한다. 먼저 Fig. 3에 연료분리기에서 연

료전지로 공급되는 연료비율(1-바이패스 비율)을 증가시키면서 얻을 수 있

는 성능변화이다. 공기분리기에서 연료전지로 공급되는 공기의 비율은

Case A의 값으로 고정함으로써 연료증가의 영향만 나타낸 경우이다. 연료

전지에 연료공급이 증가하면 출력이 증가하면서 FCT가 상승한다. FCT의

증가로 연료전지의 효율은 증가하며, 전체 시스템의 효율은 상대적으로 가

스터빈보다 효율이 높은 연료전지의 출력의 증가로 상승하게 된다.

반면에, 결과는 보이지 않았으나 연료공급비율은 일정하게 두고 연료전

지로 공급되는 공기비율만 증가시키면, 연료전지에 공기의 유량이 증가되

어 FCT는 낮아지고 연료전지의 효율은 낮아진다. 그러나 전체 시스템의

효율과 출력비는 거의 일정한 결과를 얻었다. 따라서 전체 시스템의 효율

을 높이기위해서는 연료전지로 공급되는 연료량을 늘려 연료전지의 출력을

높여야 한다.

결과적으로 연료공급 비율과 공기공급 비율을 동시에 조절하면 셀 작동

온도를 적정수준으로 유지하고도 시스템 출력을 증가시킬 수 있다. Fig. 4

는 셀 온도를 900℃로 유지시키면서 공기와 연료공급 비율을 동시에 조절

한 시스템의 효율과 출력비를 나타낸 그림이다. Fig. 4를 Fig. 3과 비교하

면 전체 시스템의 출력과 효율은 연료전지로 공급되는 연료비율에 큰 영향

을 받는 것을 알 수 있다.

Case C는 Case A와 B에서 이용한 증기발생기 대신 연료극에서 반응 후

나오는 수증기를 이용하여 개질반응에 필요한 수증기를 공급하는 구성이다.

우선 따로 증기발생기를 설치하지 않아도 되기 때문에 설비비용을 줄일 수

있으며 연료극에서 미반응한 연료를 다시 개질기로 보내어 연료전지의 효

율을 높이고 출력을 증가시킬 수 있는 장점이 있다. Case B에 비하여

72kW 정도의 출력 증가가 가능하며, 시스템 효율도 약 55%로서 Case B


24

의 경우보다 11% 정도 높다.

Case D는 Case B에서 개질버너 대신에 연료전지 반응 후 공기극에서

나가는 고온의 공기를 열교환하여 개질에 필요한 열을 얻는 구성이다. 연

료전지 효율과 시스템 효율은 각각 약 53%, 59%로서 Case B보다 각각

약 20%와 14%씩 증가한다. 개질버너가 없기 때문에 개질에 참여하는 연

료(메탄)가 증가하여 결국 더 많은 수소가 발생한다. 따라서 셀 반응을 통

해 얻어지는 전기 에너지도 증가하며 연료전지 성능도 높아진다. 연료전지

출력이 Case C보다도 약 80kW 정도 더 크고 열효율도 다소 높을 것으로

예상되었다. 한편 개질에 필요한 열을 공급하기 위하여 셀 출구의 에너지

가 높아야 하므로 FCT가 상당히 높아져야 함을 알 수 있다.

Case E는 Case C와 Case D의 수증기 재순환 방법과 공기극 열교환 방

식을 동시에 적용한 구성이다. 연료전지의 성능이 대폭 상승하면서 출력이

약 370kW에 이르고 출력비가 10.6에 육박하며 시스템 효율이 69.50%까

지 높아지는 것으로 예측된다. 반면에 FCT가 여러 시스템 중에 가장 높아

서 약 1,041℃에 이를 것으로 예상된다.

Case F는 앞선 시스템들과 달리 내부개질을 사용한 경우이다. 내부개질

을 하기 때문에 따로 개질에 필요한 열을 외부에서 받지 않는다. 연료전지

내의 셀 반응열을 직접 받아 개질하며, 재순환을 통하여 수증기를 공급한

다. 전체 효율은 64.1%로 Case E보다 낮으나 동일한 FCT에서는 외부개

질 시스템인 Case E보다 성능이 우수할 것으로 예상된다. 따라서 시스템

의 안정성에서는 Case F가 Case E보다 더 우수한 장점이 있다.

Case E는 연료전지 내에서 공기극 출구를 제외하고는 열을 방출하지 않

기 때문에 FCT가 높아서 연료전지의 성능이 높다. 그러나, 공기극에서 배

출된 고온의 공기를 가스터빈에 이용하지 않고 다시 연료전지 개질에 필요

한 열에 이용하기 때문에 전체 시스템의 효율은 Case F에 비하여 크게 높

지 않다. Case F의 내부개질인 경우는 셀에서 개질에 필요한 열을 방출하

기 때문에 낮은 FCT에서도 많은 연료가 반응하고, 열손실이 적기 때문에

효율이 높다. 이를 통해 외부개질 방법으로도 시스템 구성방법을 개선하면


25

내부개질보다 높은 효율을 얻을 수 있음을 알 수 있다. 그러나, 외부개질

시스템은 FCT가 너무 높아서 연료전지 작동온도와 열효율 등의 모든 면

을 고려할 경우 내부개질 방법이 여타 외부개질 방법보다 우수할 것으로

판단된다.

2) 압력비 변화에 따른 각 Case 성능 비교

외부개질 시스템의 대표적인 경우인 Case B, D, E와 내부개질 시스템인

F를 압력비 2.5~12.5 사이에서 시스템의 성능을 비교하였다.(22) 압력비에

따른 각 Case의 효율, FCT, 비출력 그리고 출력비는 Fig. 5~8에 나타내었

으며, Case별 셀 전압은 Fig. 9와 Fig. 10에 나타내었다. 이 때 시스템의

TIT는 750~950℃ 사이에서 계산하였다.

하이브리드 시스템의 효율은 4가지 Case 모두 동일한 TIT에서 압력비

5~9일 때 최대값을 갖으며, 높은 TIT일수록 큰 압력비에서 효율이 최대가

된다. 또한, 4가지 Case 중 Case E는 고온의 FCT를 가지므로 TIT를 높

이는데 용이하다. 따라서 동일한 TIT에서 다른 Case보다 압력비가 더 큰

6~9사이에서 최대 효율을 갖는다. 이처럼 압력비 변화에 따라 시스템 효

율이 최대값을 갖는 것은 본 연구에서 사용한 시스템이 재생 사이클이기

때문이다. 따라서 시스템의 압력비가 증가할수록 터빈 출구 가스 온도는

감소하여 재생기를 통해 1차 예열되는 양은 감소한다. 그러므로 필요한 셀

입구온도인 700℃까지 셀입구를 예열하기 위해서는 덕트버너를 통해서 예

열되는 2차 예열량을 높여야한다. 2차 예열량을 높이기 위해서는 연료전지

셀에서 더 많은 연료가 반응해야하므로 FCT는 Fig. 5~8과 같이 증가한다.

비출력은 Fig. 5~8과 같이 모든 Case에서 압력비와 TIT가 증가할수록

커진다. 이것은 동일한 TIT에서 압력비가 증가할수록 FCT가 증가하여 연

료전지의 성능이 증가하기 때문이다. 출력비는 대체로 압력비 4~5사이에

서 최소값을 갖는다. 낮은 FCT를 갖는 압력비 2.5~3.5보다 압력비 4~5에

서 최소값을 갖는 것은 압력비가 낮은 2.5~3.5구간에서는 연료전지의 출


26

력이 낮으나 상대적으로 가스터빈의 출력도 거의 없기 때문이다. 동일한

TIT에서 압력비 4~5구간 이후에는 연료전지의 출력 증가량이 크므로 출

력비는 증가한다. 비슷한 성능을 내는 외부개질 시스템과 내부개질 시스템

인 Case E와 Case F를 비교하면 출력비는 외부개질 시스템인 Case E가

더 크다. Case E의 출력비가 큰 이유는 시스템이 고온의 FCT를 가져서 연

료전지의 출력이 높고, 또한 연료전지의 출구 가스가 개질열과 공기극 셀

입구 예열 등으로 열손실이 생기므로 Case F에 비하여 동일한 TIT를 맞

추기 위해서 더 많은 연료가 셀에서 반응해야하기 때문이다. 효율, FCT,

비출력과 달리 출력비는 TIT가 낮을수록 가스터빈의 출력이 감소하여 높

은 값을 갖는다.

Fig. 9와 10은 각각 Case B, D와 Case E, F의 셀전압을 나타낸 그림이

다. 셀전압은 TIT와 압력비가 높을수록 FCT와 셀 작동압력이 증가하여

상승한다. 같은 압력비에서는 FCT가 가장 높은 Case E에서 최대 셀전압

을 갖는다. 그러나 Case E의 최대 셀온도는 약 1200℃로 SOFC의 작동온

도 조건인 1000℃보다 많이 높고 셀 입구온도도 700℃이므로 셀입출구

온도차가 커서 셀에서 발생하는 열응력에 의해서 셀 수명이 단축되는 문제

가 있다. 따라서 이러한 문제를 고려한다면 FCT가 낮지만 높은 성능을 내

는 내부개질 시스템인 Case F가 더 우수할 것으로 판단된다.


27

Table 4 Comparisons of analysis results.

Power(kW)

Case

GT FC Total

PWR

System

efficiency

(%)

FC

efficiency

(%)

Air

flow

(kg/s)

F/A FCT

(℃)

A

B

C

D

E

F

50

50

50

50

50

50

5

120

192

271

532

338

55

170

242

321

582

388

0.10

2.39

3.85

5.41

10.63

6.76

21.34

44.22

55.10

58.81

69.50

64.05

29.73

33.53

47.36

53.38

68.85

60.52

0.7122

0.6300

0.6133

0.5142

0.6614

0.6147

0.00724

0.01217

0.01430

0.02120

0.02530 1041

0.01980

745

886

962

969

845


28

20

25

30

35

40

45

50

0 20 40 60 80 100

HS FS

η (%

)

Fuel seperator flow ratio to fuel cell (%)

(a) Efficiency

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

70

80

90

10

11

12

0 20 40 60 80 100

0

0

00

00

00

0

PWR FCT

PWR


FCT ( oC

)

(b) Power ratio and fuel cell temperature

Fig. 3 Effect of increase in fuel ratio to fuel cell for Case A.


29

20

25

30

35

40

45

0 20 40 60 80 100

HS FS

η (%

)


(a) Efficiency

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

700

800

900

10

11

12

0 20 40 60 80 10

00

00

00

0

PWR FCT

PWR


FCT ( oC

)

(b) Power ratio and cell temperature

Fig. 4 Effect of simultaneous increase in fuel and air flow ratio to fuel

cell for case A.


30

38

40

42

44

46

48

50

52

82

84

86

88

90

92

94

96

2 4 6 8 10 12 140

0

0

0

0

0

0

0

750 850 950

η (%

)

PR

η FCT TIT(oC)

FCT ( oC

)

100

200

300

400

500

600

700

2 4 6 8 10 12 141.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

750 oC

850 oC

950 oC

w (k

J/kg

)

PR

w PWR TIT

PWR


system for case B.


31

52

54

56

58

60

62

64

66

90

95

10

10

2 4 6 8 10 12 10

0

00

50

4

750 850 950

η (%

)

PR

η FCT TIT (oC)

FCT ( oC

)

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

2 4 6 8 10 12 144.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

750 oC

850 oC

950 oC

w (k

J/kg

)

PR

PWR TITw

PWR

Fig. 6 Effect of TIT on the performance of the SOFC/GT hybrid system

for case D.


32

66

67

68

69

70

71

72

73

74

96

98

10

10

10

10

10

11

11

2 4 6 8 10 12 140

0

00

20

40

60

80

00

20

750 850 950

η (%

)

PR

η FCT TIT (oC)

FCT ( oC

)

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2 4 6 8 10 125

10

15

20

25

30

35

40

14

750 oC

850 oC

950 oC

w (k

J/kg

)

PR

PWR TITw

PWR


system for case E.


33

60

62

64

66

68

70

80

82

84

86

88

90

2 4 6 8 10 12 140

0

0

0

0

0

750 850 950

η (%

)

PR

η FCT TIT (oC)

FCT ( oC

)

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

2 4 6 8 10 125

10

15

20

25

14

750 oC

850 oC

950 oC

w (k

J/kg

)

PR

w PWR TIT

PWR


system for case F.


34

0.60

0.65

0.70

0.75

0.80

0.85

0.90

60

70

80

90

10

11

12

2 4 6 8 10 120

0

0

0

00

00

00

14

750 850 950

Cel

l Vol

tage

(V)

PR

Case BCase DCase B Case DCell Voltage FCT TIT (oC)

FCT ( oC

)

Fig. 9 Cell voltage for configurations B and D.

0.60

0.65

0.70

0.75

0.80

0.85

0.90

60

70

80

90

10

11

12

2 4 6 8 10 12 10

0

0

0

00

00

00

4

750 850 950

Cel

l Vol

tage

(V)

PR

Case ECase E Case F Case FTIT (oC)Cell Voltage FCT

FCT ( oC

)

Fig. 10 Cell voltage for configurations E and F.


35

2.2 제한요소를 고려한 SOFC/GT 하이브리드 시스템 성능해석

2.1절의 결과처럼 하이브리드 시스템은 결합 방법에 따라 다양한 구성이

가능하고 결합 방법에 따라 그 성능도 달라진다. 따라서 각 구성부를 적절

히 결합하면 시스템의 성능이 개선된다. 그러나 다양한 결합 방법이 있는

만큼 설계 시 고려해야 할 제한요소들(23-25)이 많고 이러한 제한요소는 시

스템 성능에 큰 영향을 미친다. 예를 들어 고효율의 연료전지를 만들고도

적절한 가스터빈을 결합하지 못한다면 하이브리드 시스템은 그 시너지 효

과를 얻지 못 할 수도 있다. 따라서 제한요소를 적절하게 고려하여 최적화

된 하이브리드 시스템의 결합을 이루는 것이 가장 중요하며 이러한 제한요

소로는 연료전지와 가스터빈의 주요 설계 변수인 셀 작동온도, 셀 입출구

온도차, 터빈 입구온도 등이 고려된다.

따라서 본 절에서는 하이브리드 시스템에 설계 제한요소를 고려한 현실

적인 시스템의 성능 특성을 알아보고 설계 제한요소를 만족시키기 위한 다

양한 시스템 구성 방법에 대해 연구한다.

2.2.1 시스템 구성 및 개요

본 절의 연구대상은 2.1절에서 해석한 다양한 가압형 SOFC/GT 하이브

리드 발전 시스템을 개질방법에 따라 외부개질과 내부개질로 구분하고 제

한요소인 연료전지와 가스터빈의 주요 설계 온도를 만족시키기 위한 방법

으로 터빈입구 연소기에 추가연료의 공급여부에 따라 구분하여 총 4가지

시스템에 대해서 해석한다. 시스템 해석은 연료의 추가 공급여부를 기준으

로 구분하여 분석한다.

1) 터빈으로의 추가 연료공급이 없는 시스템


36

2.1절에서는 Fig. 2에 제시된 여러 가지 시스템 중 성능이 가장 우수한

외부개질형 시스템과 내부개질형 시스템인 Case E와 Case F를 대상으로

성능해석을 하였다. 이 시스템은 일반적으로 설계 제한요소인 주요 온도

변수를 연료전지로 공급되는 연료량과 공기 예열기를 통해 맞추는 시스템

들이다.

외부개질을 이용한 시스템

연료전지 밖에서 연료를 개질하여 셀 반응에 필요한 수소를 얻는 구성이

다. 이 시스템에서 개질에 필요한 수증기는 셀에서 반응하고 나온 수증기

를 재순환하여 공급한다. 또한 개질에 필요한 열은 셀에서 반응하고 나온

고온의 공기를 열교환하여 공급한다.

내부개질을 이용한 시스템

연료전지 안에서 연료를 개질하여 수소를 얻는 구성이다. 개질에 필요한

수증기는 외부개질 구성과 마찬가지로 수증기 재순환 방법을 사용한다. 개

질에 필요한 열은 발열반응인 셀반응에서 발생되는 열의 일부를 이용한다.

두 시스템 모두 압축기를 통해 가압된 공기와 연료가 연료전지에서 반응

후 터빈으로 유입되는 가압형 하이브리드 시스템이다. 또한 개질은 수증기

를 이용한 수증기 개질법을 사용하며 이 방법은 흡열반응으로 열공급이 필

요하다. 수증기개질을 사용하는 외부개질방법과 내부개질방법의 특징을 비

교하면 다음과 같다. 외부개질기를 사용하면 셀이 단열상태에서 작동하고,

내부개질기를 사용하면 셀에서 개질기로 열이 방출된다. 따라서 외부개질

형 시스템에서는 셀온도를 유지하기 위하여 필요한 연료량(연료/공기비)이


37

적고, 반대로 내부개질형 셀에서는 열방출이 있으므로 상대적으로 많은 연

료가 반응할 수 있어 출력이 높아진다. 또한 동일한 연료량이 공급되면 외

부개질형 셀에서 입출구 온도차는 커지게 된다.

2) 터빈으로의 추가 연료공급이 있는 시스템

Fig. 11의 시스템들은 연료전지에서 나온 가스를 이용하여 터빈을 작동

시킬 뿐만 아니라 터빈 입구 연소기에도 직접 연료를 공급하여 터빈을 작

동시킨다. 또한 공기분리기를 통해 터빈으로 일부의 공기를 바이패스 시켜

TIT가 높아진 경우 온도를 낮출 수 있다. 이러한 하이브리드 시스템은 시

스템을 구성하고 있는 연료전지와 가스터빈에 각각 직접 연료를 공급하여

설계 제한온도를 쉽게 맞출 수 있는 장점이 있다. 이와 같은 구성과 유사

한 방법으로 연료전지의 설계 온도 조건만을 맞추어 가스터빈을 설계한 시

스템도 있다.(18) 본 연구에서는 그러한 설계조건뿐 아니라 다양한 제한요소

를 고려하여 해석하고자 한다. 개질방법은 터빈으로 추가연료공급을 하지

않는 경우와 동일하게 외부개질과 내부개질로 구성하지만 연료전지 입구공

기를 높이기 위해서 Fig. 2의 Case E와 Case F에서 사용한 공기 예열기

(연소기에서 열공급)는 사용하지 않는다. 대신 터빈입구온도를 높여서 간접

적으로 연료전지 입구공기온도를 높이는 방법을 사용한다. 개질 방법에 따

른 차이는 터빈으로의 추가 연료공급이 없는 시스템과 동일하다.


38

Fuel c

ell

Exhaust

Air

Comp.Turb.

Fuel

Fucomp

elressor

HX

Recuperator

Refo

rmer

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Material

Energy

AC

DC/AC

Combustor

Fuelseparator

Additional Fuel Line

Air b

ypass L

ine

Airseparato r

(a) External reforming

Fuel

Fucompr

elessor

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Refo

rmer

Material

Energy

DC/AC

Exhaust

Recuperator

AC

Air

Comp.Turb.

Fuel cell

Combustor

Fuelseparato r

Additional Fuel Line

Airseparato r

Air b

ypass Lin

e

(b) Internal reforming

Fig. 11 SOFC/GT hybrid systems with additional fuel supply to the

combustor.


39

Fuel c

ell

Exhaust

Air

Comp.Turb.

Fuel

Fuelmpressorco

HX

Recuperator

Refo

rmer

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Material

Energy

AC

DC/AC

Combustor

Fuelseparato

Additional Fuel

r

Line

Air b

ypass L

ine

Airseparator

Air preheater

(a) External reforming

Fuel

Fuelpressorcom

Anode

Ele

ctro

lyte

Cath

ode

Refo

rmer

Material

Energy

DC/AC

Exhaust

Recuperator

AC

Air

Comp.Turb.

Fuel cell

Combustor

Fuelseparato

Additional Fuel Lin

r

e

Airseparator

Air b

ypass L

ine

Air preheater

(b) Internal reforming

Fig. 12 SOFC/GT hybrid systems with both additional fuel supply to

the combustor and air preheater.


40


combustor.

Case TIT FCT Cell inlet air temp.Additional

fuel to GT

1 fixed (850oC) free fixed (700oC) no

2 free fixed (800oC)no preheating

(air preheater) no

3 free fixed (800oC) fixed (FCT-100oC) no

4 fixed (850oC) fixed (800oC) free no


combustor.

Case TIT FCT Cell inlet air temp.Additional

fuel to GT

5 free fixed (800oC) fixed (FCT-100oC) yes

6 fixed (850oC) free fixed (FCT-100oC) yes

7 fixed (850oC) fixed (800oC) free yes

8* fixed (850oC) fixed (800oC) fixed (FCT-100oC) yes

* Air preheater is additionally inserted between the recuperator and the fuel

cell.


41

2.2.2 해석방법

해석방법은 2.1과 동일하다. 단, TIT, FCT, 셀 입구온도 값은 일정한 값

을 갖지 않고 Case 별로 Table 5, 6의 조건을 따른다.

2.2.3 해석결과 및 고찰

1) 제한요소

2.1절의 결과 가장 좋은 성능을 가지는 외부개질 시스템은 내부개질 시

스템보다 높은 성능을 갖는다. 그러나 성능이 가장 좋은 외부개질 시스템

은 FCT(1041℃)가 너무 높다. 그리고 셀의 입출구 온도차의 제한이 없다.

셀 반응만 고려하여 셀 입구온도를 700℃로 고정(25)하였기 때문에 FCT

가 높은 외부개질 시스템 경우 셀 입출구 온도차가 커지고 이 때 발생한

열응력이 셀 재질에 영향을 줄 수도 있다. 따라서 본 절에서는 이러한 영

향을 주는 제한요소를 고려하여 시스템 해석을 하였다. 즉, 터빈 재질을 고

려한 TIT, 신뢰성 있는 설계를 위한 FCT, 그리고 연료전지 내부에서 과도

한 열응력발생 억제를 고려한 셀입출구 온도차(또는 셀입구온도) 등을 주

요 제한요소로 두었다. Table 5에는 추가연료공급이 없고 공기극 입구에

공기 예열기(air preheater)를 사용하는 시스템에 대한 각 해석 방법(case)

들에 적용한 제한요소들을 요약하였다. TIT는 MGT에 맞추어 850℃로 하

고 FCT와 입출구 온도차는 현재 국내에서 개발 중인 하이브리드 시스템

에 사용되는 연료전지의 제작 기술수준을 고려하여 각각 800℃와 100℃로

하였다.(8)

Table 6에는 터빈측에 추가로 연료를 공급하고 공기예열기를 제거한

Fig. 11의 시스템들에 대한 해석 방법 및 제한요소들을 나타냈다. 단,

Case 8에서는 Fig. 12와 같이 2.1절에서 쓰였던 공기 예열기와 터빈에 추

가의 연료를 공급하는 방법을 함께 사용하여 설계 제한요소를 더 쉽게 맞


42

출 수 있게 설계하였다. 각 구성부의 설계 변수값은는 2.1절의 Table 3과

같다.

터빈에 추가 연료를 공급하지 않는 시스템과 추가 연료를 공급한 시스템

의 주요 설계 변수는 계산 결과에 따라 각각 Table 7과 Table 8에 나타내

었고, 해석결과는 Fig. 13와 Fig. 14에 나타내었다. 터빈에 추가 공급되는

연료량의 비(FR)와 터빈으로 바이패스 되는 공기의 비(AR)는 다음과 같이

정의한다.

additional fuel suppliedtotal fuel supplied

FR = to GT (17)

additional air suppliedtotal air supplie

AR = to GTd

(18)

2) 터빈으로의 추가 연료공급이 없는 시스템

Case 1. TIT, 셀입구 온도 제한 고려

Case 1은 2.1절에 Case E와 F로 TIT를 850℃로 맞추고 셀반응이 잘

일어나도록 셀입구 온도를 700℃로 맞춘 Case이다. FCT를 고정하지 않았

으므로 상대적으로 내부개질형 시스템보다 셀입출구 온도차가 큰 외부개질

시스템의 FCT(1041℃)가 더 높고, 높은 FCT로 외부개질형 시스템은 내

부개질형 시스템보다 더 높은 성능을 갖는다. 그러나 외부개질 시스템의

FCT가 너무 높아서 설계상에 문제가 있을 수 있다.

Case 2. FCT의 제한 고려


43

외부개질 시스템과 같이 높은 FCT를 가지는 시스템의 현실적인 설계를

위해 FCT를 800℃으로 설정하였다. FCT를 낮추기 위해 재생기에서 1차

예열 후 셀 공기극에 예열기를 이용한 2차 예열을 하지 않았다. 외부개질

시스템은 낮아진 FCT와 개질열에 이용되는 셀 출구 공기 열교환으로 TIT

가 700.1℃으로 낮아져 Case 1보다 성능이 낮게 나온다. 내부개질 시스템

은 FCT는 낮아지나 개질열을 셀 반응에서 얻고 공기극 입구 예열이 없으

므로 TIT는 943.2℃으로 높아진다. 연료전지의 성능은 낮아지고 가스터빈

의 성능은 높아져 전체 효율은 Case 1과 비슷하다. 그러나 아직 내ㆍ외부

개질 시스템 모두 셀입출구 온도차가 100℃ 이상 나는 문제가 있다.

Case 3. FCT, 셀 입출구 온도차의 제한 고려

고온의 FCT를 고려한 Case 2의 셀입출구 온도차로 발생하는 열응력을

고려하여 셀 입출구 온도차를 100℃로 유지하였다. 셀 입출구 온도차를 유

지시키기 위해서 연소기에서 공기 예열기로 Case 2보다 더 많은 열이 방

출된다. 따라서 TIT는 낮아지고 터빈출력이 크게 감소하여, 결과적으로 전

체 효율과 비출력이 낮아진다. 특히, 외부개질 시스템은 연료전지 출구가스

를 개질열로도 이용하므로 TIT가 더 크게 감소하여, 가스터빈의 순출력이

음수가 되어 설계가 불가능하다.

Case 4. FCT, TIT의 제한 고려

Case 3에서 낮아진 TIT를 높이기 위해서 FCT는 800℃로 유지시키고

셀 입구 온도 즉 공기 예열량을 조절하였다. 내부개질 시스템은 공기 예열

을 하지 않으면 Case 2와 같이 TIT는 943.2℃이다. 따라서 공기 예열을

하여 TIT를 850℃으로 낮출 수가 있고, 이 경우 성능은 Case 1보다 낮다.

외부개질 시스템은 공기 예열을 하지 않은 Case 2의 TIT가 700.1℃이므

로 TIT 850℃의 시스템을 만드는 것은 불가능하다.


44

3) 터빈으로의 추가 연료공급이 있는 시스템

Case 5. FCT, 셀 입출구 온도차의 제한 고려

Case 3과 동일한 제한조건을 부여하였다. FCT를 800℃로 하고 터빈으

로 추가연료를 공급하여 TIT를 높이고 재생기를 통해 셀 입출구 온도차를

100℃로 맞췄다. 셀 입출구 온도가 Case 3과 동일하기 때문에 Case 3과

셀의 성능은 같고, 필요한 셀 입구온도를 얻으려고 TIT를 높였기 때문에

가스터빈출력이 �

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