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ISSN : 2093-2332(Print)
ISSN : 2287-5638(Online)
Journal of Korea Society of Waste Management Vol.30 No.5 pp.428-434
DOI : https://doi.org/10.9786/kswm.2013.30.5.428

유온감압증발을 이용한 농축슬러지와 소화슬러지의 건조 특성 비교

김석환, 임병란*, 이수구
서울과학기술대학교 에너지환경대학원 에너지환경공학과, *서울과학기술대학교 환경공학과

Comparison of Drying Characteristics for Thickened and Digested Sewage Sludge Using Oil Vacuum Evaporation System

Soo-Koo Lee, Seok-Hwan Kim, Byung-Ran Lim*
Graduate School of Energy and Environment, Seoul National University of Science and Technology
*Department of Environmental Engineering, Seoul National University of Science and Technology
(Received 4 March 2013 : Accepted 29 May 2013)

Abstract

The drying and fuel technologies for sewage sludge have been developed due to the prohibition of ocean dumpingand new renewable portfolio standard. This study was performed to enhance the quality of sludge derived fuel and comparedrying characteristics for thickened and digested sewage sludge at different temperature, pressure and mixing oil conditionsin oil vacuum evaporation system. In addition to investigate calorific value and characteristic analysis of dried sludge.The thickened and digested sludge used in this study were taken from municipal sewage treatment plant and coagulatedusing polymer (C-310P) in laboratory. The drying rate was increased with temperature and degree of vacuum and it was25 mL/kg-sludge·min at 110℃ and –450 mmHg. The moisture content of dried sludge products showed very low within1% in the range of 0.4 ~ 0.8%. The evaporation rate of thickened sludge was lower than digested sludge and the constantevaporation period was also shorter. Compared the effect of waste cooking oil and refined waste petroleum oil on dryingefficiency, the waste cooking oil showed more effective than refined oil in evaporation rate and drying time. The carbonand hydrogen contents of dried sludge with refined oil were higher than waste cooking oil. The low heating value ofthickened dried sludge was higher than digested dried sludge about 400 kcal/kg and both of dried sludge showed highcalorific value more than 4,000 kcal/kg.

30-5(04).pdf902.6KB

I. 서 론

 경제 발전과 생활수준 향상으로 생활하수의 발생량도 증가하고 있는 추세이며, 국내 하수처리장의 처리량이 증가하면서 슬러지의 발생량도 증가하고 있다. 과거슬러지는 육상매립으로 처리되었으나, 침출수 발생 및 악취 등으로 인하여 2005년 육상매립이 금지 되었다. 육상매립이 금지됨에 따라 하수처리시설에서 발생하는 슬러지는 주로 해양으로 배출되었으며, 하수슬러지는 2010년 470개 공공하수처리시설에서 일평균 8,438톤이 발생하여 이중 해양배출이 43%, 소각 18%, 재활용 20%, 육상매립 11%으로 처리되어지고 있는 것으로 보고되었다1). 하지만 1996년의 런던협약에 의해 2012년에 유기성 슬러지의 해양투기가 금지됨에 따라 하수슬러지의 육상처리대책이 시급한 실정이다. 현재 하수슬러지의 육상처리시설의 대안으로는 퇴비화 및 고화 처리가 대표적이며, 그 외에 혐기성소화, 탄화 및 고형연료화 등이 있다2-4).

 최근 온실가스 감축 및 유가 상승으로 인하여 석탄 화력발전소에서 바이오매스와 폐기물을 혼소하는 사례가 급증하고 있다2). 현재 한국에서 태안화력발전소에서 일 210톤의 하수슬러지 혼소설비를 갖추고 있으며, 최근 신재생에너지의무할당제(RPS : Renewable Portfolio Standard)를 대비하여 다수의 발전사들이 하수슬러지 연료혼소발전 설비에 대한 연구 및 기술보안이 진행되고 있다. 하수슬러지를 석탄화력 발전소에서 혼소하기 위해서는 다량의 수분을 함유한 하수슬러지를 건조하기 위한 전처리 공정이 필요하다. 현재 슬러지를 건조하기 위한 공정으로는 간접가열 건조 방식과 직접 가열 건조방식이 있으나, 이송장치 표면에 슬러지 점착, 건조 슬러지의 불균일성 등의 문제점이 나타나 신개념의 슬러지 건조 방식이 요구되고 있다3). 또한, 일반 건조방식에서는 슬러지의 수분함량을 10% 이하로 낮게 유지하는 것이 기술적인 면과 경제성 면에서 어려운 과제로 지적되고 있어 슬러지의 수분함량을 낮추고 발열량을 높여 건조슬러지의 품질을 향상시킬 수 있는 기술이 요구되고 있다.

 또한, 하수슬러지의 안정화, 부피감소, 처분의 확실성을 목표로 유기물을 소화하여 무기화함으로써 처리하는 공정으로서 혐기성 소화방식을 적용하고 있는데4-5), 2010년 기준 약 57개소(시설용량 17,252천톤/일)에서 시행되고 있다. 하지만 소화 시설 중 17개소는 소화 과정 후 건조 및 소각 처리를 하고 있으며, 소화로 인해 유기물이 가스화하면서 슬러지의 발열량이 감소하므로 소화슬러지를 건조 후 연료로 활용하기에는 부적절한 실정이다.

 유온감압법과 관련 기술은 식품분야에서 주로 활용되어 왔는데, Garayo and Moreira은 감자칩의 진공 frying에 대해 연구했으며, Silva et al.은 하수슬러지를 대상으로 유온건조실험을 하였다6-9). 일본에서는 가축분뇨, 잔반, 하수슬러지 등의 처리에 활용되어지고 있다8). 국내에서는 Ohm et al.이 유중건조 감압유탕건조법 및 유온감압탈수 등의 이름으로 유기성슬러지 및 석탄의 건조에 대한 실험을 통하여 건조 및 연료화에 대한 연구를 한 바 있다9-10).

 본 연구에서는 슬러지 연료화에 있어 수분량을 10%보다 훨씬 낮은 1% 정도로 낮추면서 발열량을 높여 연료의 품질을 향상시키기 위해 유온감압증발시스템을 이용하여 하수처리장에서 발생하는 농축슬러지와 소화슬러지를 대상으로 온도, 압력 및 오일종류에 따른 건조특성을 검토하였다. 소화과정이 슬러지의 건조에 미치는 영향을 알아보고 건조물의 성상비교를 통해 연료로서의 가치를 비교 고찰해 보고자하였다.

II. 실험방법

 본 연구에서 사용한 대상슬러지는 J하수처리시설에서 채취한 농축슬러지와 소화슬러지이며, 연구실에서 C-350P 고분자 응집제(OCI-SNF)를 첨가하여 응집한 후 원심분리기를 이용하여 1,850 rpm에서 10분간 원심탈수시켰다. 그 결과 농축슬러지와 소화슬러지 탈수케이크의 수분은 각각 82%와 79%이었으며 이를 건조실험에 사용하였다.

 본 연구에서 사용한 회분식 유온감압증발 장치의 계통도를 Fig. 1에 나타내었다. 유온감압증발 장치는 반응기에서 증발된 슬러지의 수분을 냉각장치에서 응축시켜 냉각기에 장착된 메스실린더를 통해 증발된 수분의 양을 측정하는 장치로 반응기 내의 압력을 낮춤으로써 낮은 온도에서도 슬러지의 수분을 증발시킬 수 있다는 장점을 가지고 있다. 반응조의 용량은 3 L이며, 건조효율을 향상시키기 위하여 오일을 첨가하였다. 슬러지와 오일을 균일하게 혼합하기 위해 80 rpm으로 회전시켰고, 압력은 아스피레이터(A-1000S형, 소비전력 150W)를 사용하였다.

Fig. 1. The diagram of drying process by vacuum evaporation.

 슬러지 건조 실험은 반응기 내의 압력조건 −350 ~ −550 mmHg까지의 범위에서 50 mmHg씩 변화를 주었으며, 온도조건는 90℃, 100℃, 110℃, 120℃로 변화하여 수행하였다. 건조효율을 향상시키기 위하여 첨가한 오일은 폐식용유를 사용하였으며, 식물성과 광유성 기름의 건조 효율 차이를 알아보기 위해 정제유를 혼합한 건조실험도 수행하였다. 실험에 사용된 슬러지와 오일의 양은 슬러지 100 g에 오일 100 g을 혼합하여 1 : 1비율로 사용하였으며, 혼합오일은 건조 실험 전 –450 mmHg, 120℃에서 3시간 동안 가열하여 수분을 제거한 후 실험을 수행하였다.

 슬러지의 건조효율은 매분 발생하는 응축수의 양을 메스실린더로 측정하여 계산하였으며, 건조슬러지의 성상은 하수슬러지 연료탄 품질규격에 명시한 시험방법에 따라 수분, 휘발분, 고정탄소 등을 측정하였다.11) 그리고 원소분석기(CHNS-932, Leco)와 발열량 분석기(AC 350, Leco)을 이용하여 슬러지의 화학적 조성 및 연료로서의 가치를 분석 평가하였다.

III. 실험결과 및 고찰

1. 온도 및 압력 변화에 따른 농축 및 소화슬러지의 건조특성

 반응기 내의 온도 변화에 따른 농축슬러지와 소화슬러지의 응축수 누적 발생량을 Fig. 2와 Fig. 3에 나타내었다. 이때 실험조건은 압력 –450 mmHg, 혼합 오일은 폐식용유를 사용하였다. 반응기내 온도는 압력 –450 mmHg에서의 물의 끓는점 온도는 약 76℃로 조사되었기 때문에 본 연구 수행 시 최저 온도를 90℃로 설정하였으며 120℃까지 10℃ 씩 변화를 주며 실험을 실시하였다12).

Fig. 2. Accumulated condensate with time for the different temperature of thickened sludge.

Fig. 3. Accumulated condensate with time for the different temperature of digested sludge.

 가열 초기 5분 동안은 수분증발속도가 아주 낮았는데, 이는 슬러지 내 수분의 온도가 상온에서 가열온도로 예열되는 구간이기 때문이다. 그림에 나타낸 바와 같이 농축슬러지와 소화슬러지 모두 반응기의 온도가 상승할수록 항율 건조구간은 짧게 나타나고, 수분의 증발 속도가 증가하는 것으로 나타났다. 건조시간은 100℃ 이상에서 90분 이내에 건조가 종료되는 것으로 나타났으나, 90℃에서는 건조가 종료되지 않고 지속적으로 수분이 증발하는 것으로 나타났다. 온도 90℃ 조건에서 건조된 농축슬러지와 소화슬러지의 수분함량을 측정해본 결과 각각 53.7%와 38.3%로 비교적 높았으며, 농축슬러지가 소화슬러지보다 훨씬 높게 나타났다. 농축슬러지의 경우 Fig. 2에서 나타난 바와 같이 110℃까지는 온도증가에 따라 증발속도가 증가하고 있으나, 110℃와 120℃ 구간에서는 증발속도가 감소되고 있어 110℃ 정도가 적정한 온도 조건으로 판단된다.

 동일 조건에서 소화슬러지의 항율건조구간이 지속되는 시간은 농축슬러지에 비해 짧았으며, 최대 증발 속도는 큰 것으로 나타났다. 특히 90℃에서 항율건조구간이 나타난 시간은 농축슬러지의 경우 10 ~ 90분의 범위로 80분 정도인데 비하여 소화슬러지는 5 ~ 65분의 범위로 60분 정도인 것으로 나타났다. 또한, 수분증발 속도를 계산해본 결과, 농축슬러지는 10 mL/kg-sludge·min이었으며, 소화슬러지는 12 mL/kg-sludge·min으로 나타났다.

 압력은 유온감압증발 장치의 주요 운전인자 중의 하나로서 진공에 의해 압력을 감소시킨 감압조건에서 운전함으로써 반응기 내 수분의 끓는점 온도를 낮게 유지되도록 하였다. 압력은 운전조작상 대기압에 제일 가까운 상압(−30 mmHg) 조건과 –350 ~ −550 mmHg 범위에서 50 mmHg씩 진공도를 증가시키면서 압력변화를 주어 실험하였다. 온도는 110℃로 일정하게 유지한 조건에서 반응기 내의 압력을 변화시켰는데, 이때 혼합오일의 조건으로는 슬러지와 폐식용유를 1 : 1로 혼합하여 실험하였다. 농축슬러지와 소화슬러지에 대한 건조실험결과를 시간에 따른 수분증발속도로 계산하여 각각의 압력조건에서 Fig. 4와 Fig. 5에 나타내었다.

Fig. 4. Evaporation rate of thickened sludge with drying time for different vacuum pressure.

Fig. 5. Evaporation rate of digested sludge with drying time for different vacuum pressure.

 압력변화에 따른 수분증발속도를 비교하여 보면, 농축슬러지의 최대 증발속도는 7.5 mL/kg-sludge·min에서 33 mL/kg-sludge·min로 증가하였으며, 소화슬러지의 최대 증발속도는 12 mL/kg-sludge·min에서 35 mL/kg-sludge·min로 크게 증가하고 있음을 알 수 있다. 이는 반응기 내의 압력이 낮아짐에 따라 수분의 끓는점이 낮아져 슬러지 내 수분의 증발 속도가 증가하는 것으로 사료된다10). 소화슬러지의 수분증발속도가 농축슬러지보다 높은 것으로 나타났으며, 최대 수분증발속도는 본 실험조건에서 35 mL/kg-sludge·min이었다.

 상압에서 농축슬러지의 수분 증발속도는 낮고 큰 변화가 없었으며 25 ~ 90분 범위에서 거의 일정하게 나타났다. 또한, 소화슬러지의 수분 증발속도도 농축슬러지와 비슷한 경향을 보이고 있으나, 건조시간 15 ~ 55분의 범위에서 일정하게 나타나고 있고 농축슬러지의 항율건조 구간이 지속되는 시간이 소화슬러지에 비해 긴 것을 알 수 있다.

2. 혼합오일 변화에 따른 건조특성

 건조 과정에서 혼합하는 오일은 일반 열풍 건조보다 열전도율이 6배 높은 것으로 알려져 있는데, 이러한 특성은 건조과정에서 수분 증발을 원활하게 하여 증발속도를 크게 증가시킬 수 있다12). 또한, 오일과 혼합함으로써 함수율 60%에서 나타나는 Sticky zone의 영향을 받지 않고 Slurry화 함으로써 슬러지의 열접촉 면적을 최대화할 수 있다. 혼합 오일 종류에 따라 건조효율 변화를 조사하기 위하여 압력 –450 mmHg, 온도는 110℃로 일정하게 유지하였다. 혼합 오일로는 폐식용유, 이온정제유를 사용하여 비교 실험하였는데, 이때 슬러지와 오일의 혼합비는 1 : 1로 하여 실험을 수행하였다. 또한, 혼합 오일의 첨가에 따른 건조효율의 차이를 비교하기 위하여 오일을 혼합하지 않고 실험을 수행하였다.

 Fig. 6과 7은 혼합 오일 종류의 변화에 따른 농축슬러지와 소화슬러지의 함수율 변화를 비교하여 나타내었다.

Fig. 6. Change of moisture content for thickened sludge with different mixing oil.

Fig. 7. Change of moisture content for digested sludge with different mixing oil.

 그림에 나타낸 바와 같이 슬러지의 건조 초기 3분간은 함수율의 변화가 크게 나타나지 않았는데, 이는 회분식 반응장치의 구조상 압력과 혼합 오일이 설정 온도까지 도달하는 시간으로 인하여 예열기간이 비교적 길게 나타난 것으로 판단된다.

 동일 건조조건에서 오일을 혼합하지 않은 소화슬러지는 건조 90분 후 함수율이 약 38%로 나타났으나, 농축슬러지는 약 52%이었다. 이는 슬러지에 열접촉 면적이 오일을 혼합하였을 경우에 비해 현저히 낮기 때문으로 판단되며, 농축슬러지에 비해 소화슬러지의 함수율이 낮은 것은 혐기성 소화 과정에서 유기물 분해에 따른 무기물질의 증가 때문인 것으로 판단된다. 이에 반해 오일을 혼합하여 건조한 농축슬러지와 소화슬러지의 함수율은 약 1% 이내로 크게 향상되어 오일을 혼합시킴으로써 슬러지 내 수분 증발 효율을 높여 주는 것을 확인할 수 있었다. 이는 슬러지가 혼합 오일에 잠기면서 전달되는 열과의 접촉 면적이 향상되고, 건조과정에서 혼합 오일이 수분과 치환되는 과정을 통해 열이 슬러지 내부까지 원활하게 전달되었기 때문인 것으로 판단된다13).

 식용유의 경우 가열로 인하여 초기 산패가 증가하는 것으로 알려져 있으나, 본 연구에서 사용한 폐식용유는 이미 오랫동안 사용된 폐식용류로서 본 실험과정에서 산패의 변화는 크지 않을 것으로 판단된다14).

 오일종류에 따라 비교해 보면 폐식용유를 혼합하여 건조한 슬러지의 경우 건조시간 3 ~ 45분의 범위내에 항율 건조구간이 발생하였고, 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 경우 건조시간 3 ~ 55분의 범위내에 항율건조구간이 발생하였다. 이로 보아 폐식용유가 정제유에 비해 건조 효율을 더 높일 수 있을 것으로 판단된다.

3. 건조에 따른 슬러지의 성상분석

 유온감압증발장치를 이용하여 온도, 압력 및 혼합오일종류를 변화시켜 건조실험한 후 건조물의 공업분석을 수행하였다. Table 1은 건조된 농축 및 소화슬러지의 성상변화를 나타낸 것이다.

Table 1. Results of proximate analysis of sewage sludge in this study

 농축슬러지의 휘발성분은 11.9%로 소화슬러지의 8.9%에 비해 높은 것으로 조사되었으며, 고정탄소의 함량은 농축슬러지 1.8%, 소화슬러지 1.7%로 큰 차이가 발생하지 않았다. 이는 혐기성 소화 과정에서 유기물질이 분해되어 메탄을 생성하게 되며, 주로 휘발성분의 유기물질이 메탄으로 전환되고 있음을 간접적으로 확인 할 수 있다.

 기존의 열풍 및 디스크 건조 방식의 경우 건조 슬러지의 함수율이 10% 정도로 나타나는데 비해15) 유온감압증발을 통해 건조된 슬러지의 함수율은 0.4 ~ 0.8%로서 1% 이하를 보여 높은 건조효율을 나타내었다. 또한, 수분의 증발 및 유온감압증발 건조과정에서 수분증발과 혼합오일의 치환으로 건조물의 휘발성분은 농축슬러지는 11.9%에서 64.7%로, 소화슬러지는 8.9%에서 59.3%로 향상되어 건조물의 발열량이 크게 증가된 것을 알 수 있다.

 또한, 유온감압증발을 통한 건조과정에서 수분과 혼합오일의 치환으로 건조슬러지의 휘발성분, 고정탄소의 함량은 원슬러지의 건조물에 비해 증가하는 것으로 나타났다. 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 휘발성분은 폐식용유를 혼합하여 건조한 슬러지에 비해 1.7 ~ 1.8% 높게 나타났으며, 고정탄소는 0.8 ~ 1.0% 낮게 나타났다. 이는 건조과정에서 치환된 혼합오일이 건조슬러지의 성상에 영향을 미치는 것으로 판단된다.

 Table 2는 건조 슬러지의 원소 분석 결과를 나타낸 것이다. 농축슬러지는 소화슬러지에 비해 탄소, 수소, 질소의 함량이 높은 것으로 나타났으며, 산소와 황의 함량은 낮은 것으로 나타났다. 이는 소화슬러지의 경우 혐기성소화과정에서 슬러지 내 유기물이 메탄생성 과정을 거치면서 탄소와 수소의 함량이 감소되었기 때문인 것으로 판단되며, 산소는 탄소 및 수소 등의 감소로 인해 상대적으로 증가한 것으로 사료된다.

Table 2. Results of ultimate analysis of sewage sludge in this study

 유온감압증발을 통해 건조된 슬러지 내 탄소 및 수소의 함량은 증가하는 것을 알 수 있었으며, 특히 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 경우 폐식용유를 혼합한 경우 보다 탄소 및 수소의 함량이 높은 것으로 나타났다. 이는 유온감압증발 과정에서 혼합한 오일이 수분과의 치환으로 탄소와 수소의 함량이 증가하게 되었으며, 이로 인하여 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 발열량이 폐식용유를 혼합하여 건조한 슬러지보다 높게 나타나는 것을 확인할 수 있다. 또한, 건조슬러지의 발열량을 비교해 보면, 오일을 혼합하지 않은 농축슬러지와 소화슬러지의 저위발열량은 각각 236 kcal/kg와 32 kcal/kg으로 낮으며 농축슬러지의 발열량이 소화슬러지에 비해 높은 것을 알 수 있다. 오일을 혼합한 경우 건조슬러지의 발열량은 모두 4,000 kcal/kg 이상으로 높게 향상되었음을 보여주고 있다. 농축슬러지의 경우 평균 4,593 kcal/kg의 발열량을 보인 반면, 소화슬러지는 평균 4,207 kcal/kg으로서 약간 낮은 것으로 조사되었다.

 건조한 슬러지는 혼합오일의 종류에 따라서 건조슬러지의 저위발열량도 약간 차이가 있는 것으로 나타났다. 폐식용유를 혼합하여 건조한 슬러지보다 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 저위발열량이 321 ~ 401 kca/kg 높게 나타났으며, 이는 정제유와 혼합하여 건조한 건조물의 오일함량이 폐식용유를 혼합하여 건조한 건조물보다 높고, 정제유의 발열량이 식용유에 비해 2,000 kcal/kg 높기 때문인 것으로 판단된다.

IV. 결 론

 본 연구는 하수슬러지의 연료화에 있어서 수분함량을 낮추고 발열량을 높여 연료의 품질을 향상시키기 위한 연구로서 농축슬러지와 소화슬러지에 대하여 유온감압 증발시스템을 이용하여 온도, 압력 및 첨가오일 종류에 따른 슬러지의 건조 효율과 건조물의 성상 변화를 검토하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

 1. 반응기 내 온도가 높아질수록 압력이 낮아질수록 슬러지 건조가 빠르게 진행되는 것을 알 수 있었으며, 온도 110℃ 압력 –450mmHg 조건에서 수분증발속도는 25mL/kg-sludge·min 정도를 보였다.

 2. 농축 및 소화슬러지를 건조하여 생성된 건조물의 수분함량은 0.4 ~ 0.8%의 범위로서 1% 이내로 낮출 수 있었으며 저위발열량도 4,000 kcal/kg 이상을 보여 연료로서의 품질을 높일 수 있었다.

 3. 농축슬러지와 소화슬러지의 수분증발속도를 비교하여 보면, 소화슬러지의 경우가 증발속도도 높고 항율건조기간도 짧은 것으로 나타났다.

 4. 혼합오일 종류에 따른 건조효율에 미치는 영향을 검토한 결과, 식물성 기름인 식용유를 사용한 경우가 광물성 기름인 정제유에 비해 건조효율이 약간 높았으며 항율건조가 유지되는 구간은 짧게 나타났다.

 5. 유온감압건조과정에서 건조슬러지는 수분량의 감소와 함께 혼합오일을 함유함에 따라 탄소 및 수소의 함량이 증가하여 저위발열량이 증가하였으며, 정제유를 혼합하여 건조한 슬러지의 탄소 및 수소의 함량이 폐식용유를 혼합하여 건조한 슬러지보다 높게 나타났다.

사 사

 이 연구는 서울과학기술대학교 교내 학술연구비 지원으로 수행되었습니다.

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