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ISSN : 2288-9167(Print)
ISSN : 2288-923X(Online)
Journal of Odor and Indoor Environment Vol.17 No.2 pp.182-190
DOI : https://doi.org/10.15250/joie.2018.17.2.182

Prediction of mass transfer coefficient in an absorption process for the simultaneous removal of hydrogen sulfide and ammonia

Jeong Hee Kang, Jun Pyo Cho, JiHyeon Song*
Department of Civil & Environmental Engineering, Sejong University
Corresponding author Tel : +82-2-3408-3819 E-mail : songjh@sejong.ac.kr
11/06/2018 25/06/2018 25/06/2018

Abstract


Acidic and basic mixtures of odorous compounds are commonly emitted from various sources, and, in an absorption process, pH conditions in the liquid phase significantly affect the performance. In this study, the effect of pH on mass transfer in a bubble column reactor was evaluated using hydrogen sulfide and ammonia as a model mixture. Their mass transfer coefficients were then calculated. Furthermore, the total mass transfer coefficients as a function of pH were evaluated, and the experimental data were fitted into an empirical equation using dimensionless numbers. The mass transfer rates of hydrogen sulfide, the non-ionic form, increased dramatically with increasing pHs, while those of ammonia were almost unchanged because of its high solubility. As a result, a favorable pH condition for less soluble compounds must be selected to achieve high absorption capacity. The total mass transfer rates, which took into account pH effects as well as all the non-ionic and ionic constituents together, were found to be from 2.2 to 2.4 × 10−3 min−1 for hydrogen sulfide and ammonia, respectively, and they were almost constant at different pHs. The empirical equations, which were derived to obtain the best fit for the total mass transfer rates, implied that a method to increase diffusivity of each compound should be applied to improve overall mass transfer. In addition, when using the empirical equation, a mass transfer coefficient at a given set of pH and operating conditions can be calculated and used to design a water scrubbing process.



황화수소와 암모니아 동시 흡수 공정에서 물질전달계수의 추정

강 정희, 조 준표, 송 지현*
세종대학교 건설환경공학과

초록


    © Korean Society of Odor Research and Engineering & Korean Society for Indoor Environment. All rights reserved.

    1 서 론

    다양한 악취 배출원에서 산성과 염기성 악취물질이 동시에 발생하는 경우가 많다. 대표적인 예로 산성인 황화수소와 염기성인 암모니아를 들 수 있으며, 황화수 소와 암모니아는 하수처리장과 같은 환경기초시설에서 배출되는 주요 악취물질이다(Jaber et al., 2014). Kim et al. (2012)이 돈사 내의 악취농도를 측정한 결과, 계 절별로 편차는 있으나 약 0.6 ppm 내외의 황화수소와 약 6 ppm 내외의 암모니아가 측정되었다고 보고하였 다. Jeon et al. (2010)은 공공하수처리시설의 각 공정 별로 배출되는 악취를 조사한 결과 황화수소는 수백 ppb에서 270 ppm의 황화수소가 검출되었고, 암모니아 도 수백 ppb에서 최대 110 ppm의 농도로 동시에 배출 되고 있다고 보고하였다. 이러한 고농도의 악취는 주변 으로부터 민원의 대상이 된다(Park et al., 2013).

    악취물질의 처리를 위한 다양한 대기오염방지기술이 있으나 황화수소와 암모니아는 물에 대한 용해도가 높 아 수세정 또는 약액세정(water or chemical scrubbing) 공정이 널리 적용되고 있다(Tsang et al., 2005). 수세정 공정에서 공기유속은 기포의 크기, 기체 체류량(gas holdup) 등 물리적 특성에 영향을 미쳐 물질전달계수를 결정하는 인자이다(Shah et al., 1982; Pino et al., 1992). 수세정 또는 약액세정 공정에서는 물리적 특성 뿐만이 아니라 처리하는 물질에 따른 화학적 특성, 특 히 pH의 영향을 크게 받는다(Kim et. al., 2009). 따라 서 황화수소와 암모니아 동시 유입 시 가스유량에 따 라 물질전달계수가 변화되는 화학적 특성을 확인하고 설계에 적용해야 한다.

    황화수소와 암모니아는 물에 대한 용해도의 차이도 매우 크며, 수용액에 용해되는 물리화학적 특성이 상이 하다. 수용액의 pH에 의해 영향을 받아 물질전달계수 와 평형농도가 결정되는데 이는 수용액의 물질전달력 (driving force)에 영향을 주기 때문이다. 특히 수용액의 pH가 대상 물질이 이온상태로 해리되기에 유리한 조건 일 경우 물질전달량이 증가한다(Azizi et al., 2014). 따 라서 수세정 공정에서 황화수소와 암모니아의 동시처 리를 위해서는 pH에 따른 물질전달 특성을 평가할 필 요성이 있다.

    물질전달계수는 수세정 공정의 설계에서 주요한 인 자이다. 물질전달계수는 실험을 통해 얻어야 하는데 반 응기의 모든 공기유속, pH 조건에 대해 실험을 진행하 고 물질전달계수를 측정하는 것은 인력과 시간이 많이 소요된다. 이에 물질전달계수를 산정할 수 있는 경험식 에 대한 연구가 진행되었다. Öztürk et al. (1987)은 유 리 재질의 bubble column reactor (BCR)에서 사염화탄 소, 자일렌 등에 대해 다양한 무차원상수와 함께 수용 액과 공기의 밀도비로 이루어진 물질전달계수 경험식 을 제안하였고, Kawase et al. (1987)는 Non-newtonian 유체에 대해 무차원상수로 구성된 경험식을 제안하였 다. 이에 반해 Hikita et al. (1981)는 무차원상수가 아 닌 중력가속도, 가스유속, 점성계수 및 표면장력에 대 한 함수로 경험식을 제안하였다. 이러한 물질전달계수 경험식은 특정 반응기에 대해서 유효하지만 넓은 범위 의 가스유속에 대해 적용 가능한 물질전달계수를 산정 할 수 있다는 장점이 있다.

    이에 본 연구에서는 황화수소와 암모니아의 동시 흡 수를 위한 수세정 공정에서 물질전달계수를 산술적으 로 도출해 내고자 하였다. 이를 위해 수용액의 pH를 8 로 고정하고 가스유속에 따른 물질전달계수를 산정하 였다. 또한 가스유속을 1.2 cm/s로 고정하고 pH를 변화 시켜 가면서 실험을 진행하여 pH가 물질전달계수에 미치는 영향을 평가하였다. 그리고 pH 변동 효과가 고 려된 총물질전달계수를 산정하고 이를 경험식에 적용 하여 물질전달계수 경험식을 도출하였다.

    2 연구방법

    Fig. 1에 실험에 사용한 수세정 공정(bubble column reactor, BCR) 장치를 도식화하여 나타냈다. 유입가스 의 농도는 질소(N2)에 황화수소(5 vol.%)와 암모니아(5 vol.%) 표준가스를 희석하여 제조하였다. 혼합기체는 유량계를 통해 실험유량에 맞게 조절된 후 믹싱챔버 (Mixing chamber)에서 일정한 농도로 조정된 후 반응 기로 유입된다. 혼합기체는 흡수컬럼 바닥에 설치된 세 라믹 산기석(sparger)을 통해 반응기로 유입된다. 반응 기의 크기는 직경 80 mm, 높이 250 mm이며 유효부피 1 L의 수용액을 채워 실험하였다. 유입가스의 농도는 황화수소 1,000 ppm과 암모니아 1,000 ppm으로 조절 하였다. 가스의 유속은 0.6과 1.2 cm/s로 변화시켜 가며 실험하였으며, 그 때의 기상체류시간(gas retention time, GRT)은 각각 30s, 15s이다.

    NaCl이 10 mM의 농도로 용해되어 있는 수용액에 가스를 유입시켜 가며 시간에 따른 액상 농도 변화를 측정하였다. pH를 인위적으로 6과 8로 유지시켰을 때 의 실험결과와 pH를 인위적으로 유지시키지 않았을 때의 실험결과를 비교하여 pH가 물질전달계수에 미치 는 영향을 평가하였다. pH를 일정하게 유지하기 위해 pH controller (Istek, Korea)를 이용하여 0.1 N의 HCl 과 NaOH를 반응기 내로 주입하였다. 가스의 유출입 농도와 액상 농도를 측정하여 물질전달계수를 산정하 였다.

    가스유입농도는 믹싱챔버에서 측정하였고, 유출농도 는 반응기 후단에서 측정하였다. 황화수소의 농도는 0~2,000 ppm의 범위에서 10 ppm 단위로 측정가능한 전기화학식 황화수소 측정기(GASDATA, UK)를 이용 하여 측정하였다. 암모니아의 농도는 1.1~100 ppm의 범위에서 0.1 ppm 단위까지 측정 가능한 전기화학식 측정기(Honeywell, USA)를 이용하였다. 100 ppm 이상 의 농도는 가스 검지관을 이용하여 측정하였다. 액상의 황화수소 및 암모니아의 농도는 반응기에 설치된 시료 채취지점으로부터 1 mL의 액상 샘플을 채취 후 즉시 분석하였다. 황화수소의 농도는 전기화학센서가 장착 된 액상황화수소 분석기(H2S analyzer, ECH, Germany) 를 이용하여 측정하였다. 액상 암모니아의 농도 는 salicylate 분석법이 적용된 수질분석키트(Hach, USA)를 이용하여 분석하였다.

    3 결과 및 고찰

    3.1 가스유량의 영향

    Fig. 2는 pH를 8로 일정하게 유지하면서 가스유속을 0.6, 1.2 cm/s로 변경하며 실험을 진행한 결과를 나타낸 것이다. 실험결과 유속이 0.6 cm/s 일 때 실험시작 15 분 후 황화수소의 유출농도가 580 ppm을 나타내었고, 유속이 1.2 cm/s로 증가하였을 때 750 ppm으로 증가하 였다. 반면 암모니아는 실험시작 약 10분 후 24 ppm이 유출되었으며 유속이 증가하여도 유출농도는 38 ppm 으로 거의 유사한 값을 나타내었다.

    황화수소는 기-액 평형농도가 약 36 mg-S/L로 낮다. 이 때 유속 0.6 cm/s에서 반응기로 유입되는 황화수소 의 양은 2.8 mg/min이고, 1.2 cm/s에서 5.6 mg/min 이 다. 따라서 유속이 증가하면서 유입되는 황화수소의 양 이 2배로 증가하고 평형농도에 도달하는 시간이 짧아 진 것으로 보인다. 그러나 암모니아는 유속 0.6 cm/s 일 때 1.4 mg/min, 1.2 cm/s 일 때 2.8 mg/min으로 유 입되는데 암모니아의 기-액 평형농도는 21,000 mg-N/ L로 황화수소에 비해 매우 높다. 따라서 본 실험 조건 에서는 평형에 도달하는 시간이 매우 길게 소요되므로 10분 내외의 짧은 시간에 내에서는 유속에 의한 농도 차이가 뚜렷하지 않은 것으로 판단된다.

    기-액 전달을 통한 단위시간 당 농도변화는 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다. 식 (1)에서 KLa는 물질전달계수 이고, CL은 액상의 농도 C L * 은 액상의 평형농도를 의 미한다.

    d C d t = K L a ( C L * C L )
    (1)

    평형농도는 헨리상수를 고려한 기-액간 평형농도이 며 아래 식 (2)와 같다.

    C L * = C G H
    (2)

    식 (1)을 적분하면 아래 식 (3)과 같이 나타낼 수 있다.

    ln ( C L * C t C L * C 0 ) = K L a t
    (3)

    여기서, C L * 액상포화농도(mg/L), Ct시간 t에서의 액상 농도(mg/L), C0 초기 액상농도(mg/L), KLa 물질전달계 수(min−1), t 시간(min)이다.

    물질전달계수는 황화수소와 암모니아의 액상농도 변 화 데이터를 식 (3)을 이용하여 시간과 농도에 대해 선 형회귀(linear regression)법으로 산정하였다. Fig. 3은 가스유속과 물질전달계수의 관계를 나타낸 그래프이다. 황화수소와 암모니아 모두 가스유속이 증가함에 따라 물질전달계수가 증가하였다. 가스유속은 BCR에서 중 요한 운전인자 중 하나이며, BCR에서 가스유속의 증 가는 기체 체류량을 증가시킨다(Prakash et al., 2001; Saxena et al., 1990). 기체 체류량은 공기가 반응기 내 에 머무르는 량을 의미하는데 기체 체류량이 증가할 경우 기-액간 접촉면적이 증가하여 물질전달계수가 향 상된다.

    그러나 기체 체류량과 물질전달계수가 비례하여 증 가하지 않는 한계점이 존재하는데 이를 한계유속이라 한다(Krishna and Van Baten, 2003). 한계유속 이하에 서는 기포의 크기가 비교적 일정하게 형성되는 homogeneous regime을 보인다. 한계유속 이상의 유속에서 는 기포의 충돌 및 간섭으로 인해 heterogeneous regime을 나타낸다. 이 때 bubble의 충돌로 인해 크기 가 증가하고 비표면적이 감소한다. 또한 기포의 크기가 커지면서 부력이 증가하여 상승속도가 증가하고 기-액 접촉 시간이 감소하게 된다. 결과적으로 기체 체류량은 증가하지만 접촉시간과 비표면적의 감소로 인해 물질 전달계수 값이 크게 증가하지 않는다(Hyndman et al., 1997).

    한계 유속에 대해 Krishna and Van Baten (2003)은 다양한 기압 조건에서 연구를 진행한 결과 3.3 cm/s를 한계유속으로 보고하였다. Yamashita and Inoue (1975) 는 30 cm/s의 범위 내에서 가스유속을 변화시켜가며 실험을 진행한 결과 약 4 cm/s의 유속에서 flow regime 이 변하는 한계유속이 나타났다고 보고하였다. 다양한 문헌에서 한계유속에 대해 보고가 되어 실험장치나 조 건에 따라 편차는 있으나 약 4 cm/s 내외의 유속이 한 계유속으로 알려져 있다. 따라서 본 연구에서는 한계유 속 이하의 조건에서 실험했기 때문에 유속과 물질전달 계수가 비례하여 증가하였다.

    황화수소는 유속에 따라 0.08~0.42 min−1의 물질전 달계수 값을 나타내었고, 암모니아는 2.8 × 10−5~ 3.1 × 10−4 min−1의 물질전달계수 값을 나타내었다. 식 (1)에서 좌항은 물질전달계수이고, 우항은 특정시간의 액상 농도와 평형농도의 차이인데 이를 물질전달력이 라 한다. 따라서 황화수소의 물질전달력이 작아 물질전 달계수가 암모니아에 비해 크게 나타났다. 반면 암모니 아는 평형농도가 매우 높아 물질전달력이 매우 크고 물질전달계수 값이 매우 작다.

    즉, 황화수소는 물질전달력을 일정하게 유지시켜주 면 기-액 전달량을 향상시킬 수 있다. 반면 암모니아는 물질전달력이 크고 물질전달계수가 작기 때문에 기포 의 비표면적 증가, 교반 등을 통해 확산속도를 높여주 어야 기-액 전달량을 향상시킬 수 있다. 결국 혼합가스 의 수세정 공정의 설계 시 대상 물질의 물질전달 특성 에 따라 물질 전달량을 향상시키는 방법이 다르므로 처리 대상물질의 물질전달 특성을 사전에 평가하고 이 를 설계에 반영해야 한다.

    3.2 pH의 영향

    기-액 물질전달은 비이온성 물질에 의해서만 진행된 다. pH와 연관성이 없는 산소나 질소 같은 가스에 대 해서는 물질전달계수로 충분히 물질전달속도를 나타낼 수 있다. 그러나 황화수소와 암모니아는 각각 약산, 약 염기로 수용액의 pH에 따라 이온성을 띄거나 잃어 pH 조건에 의해 물질전달량이 달라진다. 이에 pH를 변경 하여 물질전달계수를 산정하고 pH에 의한 영향을 평 가하였다. 수용액의 pH를 6으로 조정했을 때와 조정하 지 않았을 때의 실험결과에 대해 물질전달계수 변화를 비교하였다.

    Fig. 4는 가스유속 1.2 cm/s에서 수용액의 pH 조건에 따른 황화수소와 암모니아 가스의 유출농도 및 액상 농도 변화를 나타낸 것으로, 실험결과 pH 6에서는 실 험시작 약 10분 만에 유입농도와 유출농도가 같아져 평형농도에 도달하였다. 황화수소의 pKa값은 약 7로 pH 6에서는 유입되는 황화수소가 대부분 H2S(aq)로 존 재하게 된다. 따라서 액상으로 전달된 황화수소가 대부 분 평형농도 도달에 기여하기 때문에 짧은 시간에 평 형농도에 도달하였다. 그러나 pH 8에서는 이온형태인 HS로 해리되고 기-액 평형에 관여하는 H2S(aq)의 농 도가 매우 낮게 된다. 따라서 실험시작 15분 후에도 평 형농도에 도달하지 못하였다.

    pH를 조절하지 않았을 때의 실험결과를 보면 pH 8 에 비해서도 매우 낮은 농도로 황화수소가 유출되었다. 10 mM의 NaCl의 수용액의 pH는 약 6.6이었는데 실험 시작 후 약 10초 만에 pH가 8.7까지 증가하였다. 이는 황화수소에 비해 많은 양의 암모니아가 용해되어 pH 가 증가하는 것으로 판단된다. 이후 pH는 실험 종료 시까지 8.7 수준에서 지속적으로 유지되었다. 따라서 pH를 조절하지 않았을 때 실험결과는 pH 8.7로 조절한 실험결과와 유사할 것으로 판단되며, 그에 따라 평형농 도에 도달하는 시간이 더욱 증가할 것으로 예측된다.

    액상 황화수소의 농도의 변화를 살펴보면 pH 6에서 는 약 5 mg-S/L 수준에서 일정하게 농도가 유지되는 것을 확인할 수 있다. 그러나 pH 8에서는 실험시작 12 분 후에도 지속적으로 증가하는데 이는 액상으로 전달 된 황화수소가 HS로 해리되기 때문이다. 본 연구에 사용된 액상 황화수소농도 측정장비는 H2S(aqHS 를 분리하여 측정할 수 없으므로 총 황화수소의 농도 로 측정되었다. pH를 조절하지 않았을 때의 실험결과 에서도 pH 8 보다 높게 유지되었던 실험결과에 따라 총 황화수소의 농도도 지속적으로 증가하는 것으로 나 타났다.

    본 연구에서는 황화수소와 암모니아의 농도를 동일 하게 유입시켜 실험을 진행하였기 때문에 암모니아의 전달량이 상대적으로 많아 pH가 높게 유지되었다. 이 에 황화수소의 제거 성능이 pH 8로 조절했을 때보다 높았다. 그러나 황화수소와 암모니아의 농도 편차가 발 생하여 황화수소의 흡수량이 증가할 경우 pH는 감소 한다. 그럴 경우 황화수소의 제거효율은 크게 저하된다. 따라서 수세정 공정을 활용하여 산성가스와 염기성가 스를 동시에 처리하고자 한다면, pH를 일정하게 유지 하여 반응기의 제거성능이 보장될 수 있도록 하는 것 이 바람직하다.

    암모니아의 실험결과에서는 pH가 변하여도 기체 유 출농도 및 액상의 총 암모니아 농도변화가 거의 차이 나지 않았으며, 이는 암모니아의 기-액 평형농도가 21,000 mg-N/L로 매우 높아 1.4 mg/min의 속도로 유입 되는 양으로는 평형에 도달하기 까지 긴 시간이 소요 되기 때문으로 판단된다. 암모니아의 pKa값은 약 9.3으 로 pH 8과 6에서 암모늄이온으로 존재하는 비율이 높 다. 또한 pH를 조절하지 않고 실험했을 때에도 pH가 8.8로 암모니아의 pKa보다 작은 pH에서 운전되었다. 따라서 pH의 변화에 따라 물질전달 특성의 차이가 나 타나지 않은 것으로 사료된다. 액상 총 황화수소 농도 와 마찬가지로 총 암모니아 역시 암모늄이온과 암모니 아를 구분하여 측정할 수 없어 총 암모니아로 측정되 었다.

    암모니아는 황화수소와 다르게 pH에 의한 영향이 거의 나타나지 않았다. 이는 암모니아의 용해도가 높기 때문이므로 황화수소와 암모니아의 동시 유입 조건에 서는 황화수소의 흡수에 유리한 높은 pH에서 운전하 는 것이 전체적인 제거효율 확보에 유리할 것으로 판 단된다.

    황화수소와 암모니아의 수세정 공정의 설계 시에 물 질전달계수는 반응기의 규모 및 운전조건을 결정하는 중요한 설계인자이다. 그런데 황화수소와 암모니아는 pH에 따라 해리되는 양이 다르고 그에 따라 기-액 평 형농도가 달라진다. 그리고 평형농도는 물질전달력에 영향을 주고 그에 따라 물질전달계수가 달라진다. Table 1은 황화수소와 암모니아의 pH에 따른 물질전달 계수와 총물질전달계수의 산정결과를 정리한 것으로, 황화수소는 pH 6에서 2.03 min−1, pH 8에서 0.23 min−1 의 물질전달계수를 나타내었다. pH 변화 실험에서는 가스유속이 1.2 cm/s로 일정함에도 불구하고 물질전달 계수에 큰 차이가 발생하였다. 이는 물질전달력이 pH 에 의해 영향을 받았기 때문이다. 암모니아는 pH 6에 서 1.27 × 10−6 min−1, pH 8에서 1.61 × 10−4 min−1의 물 질전달계수값을 나타내었다.

    물질전달계수 산정결과 황화수소는 암모니아에 비해 용해도가 매우 낮아 물리화학적 효과가 변동됐을 때 물질전달계수에 영향을 더 크게 받는 것으로 판단된다. 반면 암모니아는 물에 대한 높은 용해도로 인해 물리 화학적 조건 변동에 의한 영향이 황화수소에 비해 상 대적으로 미미한 것으로 판단된다.

    수세정 공정의 설계에 있어서 물질전달계수는 중요 한 설계인자이다. 그런데 수용액의 pH는 수시로 변하 는데 이를 고려하기 위해 모든 pH에 대한 물질전달계 수를 실험을 통해 얻기는 현실적으로 매우 어렵다. 따 라서 pH 효과가 고려되어 수용액의 pH 변화에 의해서 는 변화하지 않고, 가스유량과 같은 물리적 조건에 의 해서만 영향을 받는 총물질전달계수를 산정할 필요가 있다. 따라서 황화수소의 총물질전달계수(KLa_H2Stotal) 는 식 (4)와 같이 산정할 수 있다.

    K L a _ H 2 S t o t a l = K L a _ H 2 S a H 2 S
    (4)

    여기서 a H 2 S 는 비이온성 황화수소와 총 황화수소의 비율이며 식 (5)를 이용하여 산정한다.

    a H 2 S = [ ] H 2 S ( a q ) T o t a l H 2 S = [ H 2 S ( a q ) ] [ H 2 S ( a q ) ] + [ H S ] + [ S 2 ] = 10 p H 10 p H + 10 p K a
    (5)

    암모니아에 대해서도 같은 방법으로 총물질전달계수 (KLa_NH3total)를 산정할 수 있으며, α N H 3 는 식 (6)을 이용하여 산정한다.

    α N H 3 = [ N H 3 ( a q ) ] T o t a l N H 3 = [ N H 3 ( a q ) ] [ N H 3 ( a q ) ] + [ N H 4 + ] = 10 p K a 10 p H + 10 p K a
    (6)

    Table 1에서 황화수소의 총물질전달계수는 편차는 있으나 2.2 min−1 내외의 유사한 값을 나타내었다. 이는 pH 6의 물질전달계수값과 거의 같은 값이다. 암모니아 의 총물질전달계수도 2.4 × 10−3 min−1 수준에서 거의 같은 값을 나타내었다. 결국 총물질전달계수는 pH에 관계없이 같은 값을 나타내어 pH 변화가 고려된 물질 전달계수임을 확인할 수 있었다. 이렇게 산정된 총 물 질전달계수에 임의의 pH에서 전체물질의 농도와 비이 온성 물질의 농도비인 α를 곱하면 특정 pH에서의 물 질전달계수를 산정할 수 있다. 이는 몇 개의 pH 조건 에 대해 물질전달계수가 산정되면 임의의 pH 조건에 서도 물질전달계수를 얻을 수 있다는 장점을 가진다.

    3.3 경험식에 의한 물질전달계수 예측

    물질전달계수는 액상 농도의 변화를 측정하고, 이를 식 (3)을 이용하여 산정할 수 있다. 그러나 기체 체류 량이나 수리학에 관련된 무차원상수를 이용하여 물질 전달계수를 산정할 수 있는 다양한 경험식들이 제안되 어 있다. Öztürk et al. (1987)은 Schmidt 수와 같은 무 차원상수에 수용액과 공기의 밀도비로 이루어진 물질 전달계수 경험식을 제안하였고, Kawase (1987)는 Bond 수와 Franz 수 등으로 구성된 경험식을 제안하였 다. Hikita et al. (1981)는 무차원상수가 아닌 중력가속 도, 가스유속, 점성계수 및 표면장력에 대한 함수로 경 험식을 제안하였다.

    본 연구에서는 다양한 경험식들 중 수용액의 특성을 반영할 수 있는 Akita and Yoshida (1974)의 물질전달 계수 경험식을 기본으로 한 아래 식 (7)을 이용하여 경 험식을 도출하였다.

    K L a d b 2 D L = A S c B B o C G a D ε g E
    (7)

    여기서, db 기포의 직경(m), DL 물에 대한 확산계수(m2/s),

    Sc Schmidt number ( μ ρ D L ) , Bo Bond number ( Δ ρ g d b 2 σ ) ,

    Ga Galilei number g d b 3 ρ 2 μ , ε g 기체 체류량 (-)이다. 경

    험식에 사용된 무차원 상수에서 μ는 물의 점성계수 (kg/m·s), ρ는 물의 밀도(kg/m3), DL은 물에서의 확산 계수(m2/s), Δρ는 물과 공기의 밀도차(kg/m3), g는 중력 가속도(m/s2), L은 기포의 직경(m), σ는 물의 표면장력 (N/m)이다.

    실험을 통해 얻은 총물질전달계수에 대해 경험식을 적용하고, A부터 E까지의 변수를 추정하였다. 실험값 과 경험식에 의한 계산값에 대해 선형회귀분석을 시행 하여 각 변수를 추정하였다. 선형회귀분석은 엑셀의 해 찾기 기능을 이용하였다. 식 (8)과 식 (9)는 황화수소와 암모니아의 총물질전달계수에 대한 경험식이다. 총물 질전달계수의 크기에 직접적인 영향을 미치는 A는 총 물질전달계수 값의 차이에 기인하여 황화수소가 암모 니아 보다 크게 나타났다.

    K L a _ H 2 S t o t a l = D L d b 2 9.5 S c 0.65 B o 1 G a 0.003 ε g 1
    (8)

    K L a _ N H 3 t o t a l = D L d b 2 0.002 S c 1 B o 1 G a 0.003 ε g 1
    (9)

    Sc수는 동점성계수와 확산계수의 비율을 의미한다. 황화수소는 0.65, 암모니아는 1.00으로 산정되어 암모 니아가 더 영향을 받는 것으로 산정되었다. 이는 황화 수소에 비해 암모니아가 확산에 의한 영향을 더 받는 것으로 해석할 수 있다. 암모니아는 물에 쉽게 용해되 므로 기-액 계면에서 액상의 농도가 매우 높다. 이 때 계면에서 수용액으로 전달되는 것은 확산계수에 의해 결정된다. 결국 확산계수의 한계로 인해 암모니아의 물 질전달이 제한 받는 것으로 이해할 수 있다. 따라서 황 화수소에 비해 암모니아가 확산이 속도제한인자로 작 용하여 Sc수에 의해 더 영향을 받는 것으로 판단된다.

    Bo수와 Ga수는 기포의 특성을 나타내는 값으로 유 속이 일정하기 때문에 황화수소와 암모니아 모두 유사 한 값을 나타내었고, 총물질전달계수 추정결과에서도 같은 값을 나타내었다. 기포의 크기는 기체 체류량과도 밀접한 연관이 있어 E는 기체 체류량이 물질전달계수 에 미치는 영향정도를 나타내는 값이므로 E값도 황화 수소와 암모니아가 유사한 값을 나타내었다.

    경험식을 이용한 물질전달계수는 황화수소와 암모니 아의 화학적 특성 및 기포의 물리적 특성이 무차원상 수의 계수로 충분히 반영되어 있었다. 그리고 경험식을 이용하여 산정된 총물질전달계수가 반응기의 운전특성 을 충분히 반영하여 운전조건의 변화에도 타당한 물질 전달계수의 예측이 가능하다고 판단된다. 또한 총물질 전달계수는 pH에 의한 영향이 고려되어 있어 수용액 의 pH와 관계없이 황화수소나 암모니아의 물질전달속 도를 나타낼 수 있었고, 이를 이용하여 임의의 pH에서 물질전달계수를 얻을 수 있음을 확인하였다.

    4 결 론

    본 연구에서는 황화수소와 암모니아 동시 제거를 위 한 수세정 공정에서 가스유속과 pH가 물질전달계수에 미치는 영향을 평가하고, 경험식을 이용하여 공학적으 로 유효한 물질전달계수의 산정을 위한 연구를 수행하 였으며, 연구 결과 다음과 같은 결론을 도출하였다.

    1. 공기유속은 기체 체류량과 기포의 크기에 영향을 주어 황화수소는 유속이 증가함에 따라 0.08 min−1 에서 0.42 min−1로 물질전달계수가 증가하였다. 암모니아도 2.8 × 10−5에서 3.1 × 10−4 min−1로 물 질전달계수가 증가하였다. 그러나 한계유속 이하 에서만 공기유속과 물질전달계수가 증가하므로 한계유속보다 낮은 범위에서 유속을 높이는 것이 물질전달량의 증가에 도움이 된다.

    2. 황화수소는 pH 조건에 따라 물질전달량의 차이가 크게 발생하였으나 용해도가 높은 암모니아는 pH 에 의한 영향이 미미하였다. 따라서 황화수소와 암 모니아의 동시 유입 시 황화수소의 기-액 전달량 을 증가시키는 방안을 우선적으로 고려해야 한다.

    3. pH 효과가 고려된 총물질전달계수 산정결과 pH 에 관계없이 유사한 값을 나타내었다. 따라서 총 물질전달계수와 pH의 관계로부터 임의의 pH에서 물질전달계수를 산정하여 수세정 공정의 설계에 적용이 가능하다.

    4. 총물질전달계수에 대해 경험식을 적용하고, 각 인 자값을 추정한 결과 확산에 의한 영향이 주요한 변수였고, 물질전달량을 증가시키기 위해서는 확 산속도를 증가시킬 수 있는 방안이 검토되어야 한다.

    감사의 글

    이 논문은 환경부의 폐자원 에너지화 전문인력 양성 사업에서 지원받았으며 이에 감사드립니다.

    Figure

    JOIE-17-182_F1.gif

    Schematic diagram of the experimental setup.

    JOIE-17-182_F2.gif

    Changes of (a) gaseous hydrogen sulfide, (b) gaseous ammonia, (c) aqueous H2S total, and (d) aqueous NH3 total concentration under different superficial gas velocities.

    JOIE-17-182_F3.gif

    Mass transfer coefficients of (a) hydrogen sulfide, and (b) ammonia with respect to superficial gas velocity.

    JOIE-17-182_F4.gif

    Changes of (a) gaseous hydrogen sulfide, (b) gaseous ammonia, (C) aqueous H2S total, and (d) aqueous NH3 total concentration at the superficial gas velocity of 1.2 cm/s under different pH conditions.

    Table

    Comparison of mass transfer coefficients under different pH conditions (unit = min–1)

    Reference

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