492

pISSN 2093-2332 eISSN 2287-5638

J. of Korea Society of Waste Management, Vol. 30, No. 5, pp. 492-498, July 2013

http://dx.doi.org/10.9786/kswm.2013.30.5.492 Original Paper

탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치는 영향

박 상 우†

충남도립청양대학 환경보건과

(2013년 5월 12일 접수, 2013년 6월 12일 채택)

Effects of Carbonization and Solvent-extraction

on Combustion Characteristics of Sewage Sludge

Sang-Woo Park†

Department of Environmental Health Science, Chungnam Provincial Cheongyang College

(Received 12 May 2013 : Accepted 12 June 2013)

Abstract

Thermogravimetric (TG) analysis was used to investigate the effects of carbonization and solvent extraction on the

combustion characteristics of sewage sludge. Initial temperature (IT) and peak temperature (PT) represent combustion

characteristics in carbonized sludge (CS). The sludge extracted (ECS) from CS using solvent extraction exhibited higher

IT and PT than raw sludge (RS). First, indicate that carbonization was carried out at two different temperatures, 300 and

400oC, to produce CS300 and CS400; then, compare the corresponding IT and burnout temperature (BT). All IT and PT

values for ECS300 were lower than those values for RS and CS. The activation energy determined for the combustions

of CS300 and ECS300 was lower than the one for the combustion of RS. The ECS300 activation energy (combustion

zone of char) was determined to be 90.7 ~ 99.1 kJ/mol, lower to the range of 109.3 ~ 126.9 kJ/mol for coal.

Key Words : Sewage sludge, Carbonization, Solvent-extraction, Combustion characteristics

I. 서 론

석탄 화력발전소에서 하수슬러지를 혼소하는 사례는

대부분이 유럽연합에서 실시하여 왔으며, 건조슬러지

나 탈수슬러지를 대상으로 하였다1). 하지만, 하수슬러

지의 연료특성이 석탄과 큰 차이가 있어 혼소시 연소

특성에 많은 변화가 일어난다2). 특히 휘발분 함유량이

석탄보다 매우 높아서 연소개시 온도 등의 연소 프로

파일이 다르다. 이 때문에 저온에서 탄화하여 휘발분

함유량을 떨어뜨린 슬러지를 석탄 화력발전소에서 혼

소하고 있는 추세이다3). 그러나 탄화슬러지의 회분 함

유량이 탄화 이전에 비해 높아져 연료로서의 가치는

떨어지게 된다. 회분 조성은 석탄보다 알칼리성 물질과

P2O5의 함유량이 높은 비율로 포함되어 있다. 이 때문

에 슬래깅이나 파울링과 같은 회분 융착이 발생하여 열

전달 저하와 부식이 일어나 열효율이 감소하게 된다4).

한편 석탄을 에너지원으로 사용하면서 일어나는 환경

문제를 저감하고 발전효율 증진을 위해 청정 석탄기술

(Clean Coal Technology)개발 프로젝트가 진행되어 왔

다. 이 가운데 석탄의 가연성분만을 추출하는 Hyper-

coal 공정이 제안되었다5-6). Okuyama et al5,7)과 Kash-

imura et al8)는 석탄에서 가연성분만을 추출함으로써

회분 융착 문제 저감과 발전효율 향상이 기대된다고

하였다. Kim et al9)은 저 등급 석탄을 용매추출하면 연

료 등급이 향상하는 것으로 보고한 바 있다. Park and

Jang10)은 하수슬러지를 대상으로 탄화와 용매추출을

통해 가연성분이 99.7wt.%이고 연료비가 0.52인 생성

물을 얻었다. 생성물에 대해 연료특성을 파악하여 고등

급 연료로서의 가능성을 제안한 바 있으나, 연소특성은

†Corresponding authorE-mail : bigsw21@gmail.com Tel : 041-635-6742

탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치는 영향 493

기초적 차원에서 진행되었을 뿐 충분히 파악하지 않았

다. 탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연료특성 변화에

미치는 영향을 파악하기 위해서는 연소특성을 상세히

파악할 필요가 있다.

이에 본 연구는 하수슬러지와 탄화 슬러지 그리고

탄화 슬러지를 용매추출한 생성물의 열중량 분석을 수

행함으로써 탄화와 용매추출로 인한 연소특성 변화를

파악하였다. 더욱이 아역청탄과 역청탄을 선정하여 각

각의 연소프로파일과 활성화에너지를 산출하여 비교함

으로써 탄화와 용매추출 공정이 하수슬러지의 연소특

성에 미치는 영향을 파악하였다.

II. 실험재료 및 방법

1. 재료 및 탄화

하수슬러지는 A시 하수처리공정에서 발생한 탈수슬

러지를 105oC에서 6시간 건조한 슬러지(Raw sludge

이하, RS)를 시료로 하였다. 탄화는 공기유입을 차단하

기 위해 RS를 도가니에 넣고 뚜껑을 덮고 설정온도에

도달한 후 전기로 내에 넣어 1시간 동안 열분해하였다.

탄화온도는 경제성 측면을 고려하여 저온탄화 온도인

300oC와 400oC를 선정하였다2). 탄화후 공랭한 슬러지

(carbonized sludge, 이하 CS)는 CS300, CS400으로 표

시하였다. 탄화슬러지와 용매추출후 생성물의 연소특

성을 비교 검토하기 위해 석탄 화력발전소에서 사용하

고 있는 석탄중 저 등급 석탄(이하, LRC)으로 아역청

탄(Roto South), 고등급 석탄(이하, HRC)으로 역청탄

(Ensham Mine) 등 2종류를 비교 탄으로 선정하였다.

2. 용매추출

용매추출은 탄화슬러지(CS) 2종류를 분쇄하여 75

µm를 통과한 것을 사용하였다. 용매추출에 사용되는

유기용매는 재사용하기 때문에 추출물질의 화학적 조

성이 균일하고, 반응성 증진을 위해 입자크기가 작을수

록 좋다. 하지만 건조슬러지(RS)는 조성이 불균일하고

분쇄성이 떨어지는 문제점이 있어 용매추출에서 제외

하였다.

용매추출을 위한 장치는 추출기, 여과기 그리고 건

조기가 필요하다. 추출기는 0.5 L 용량의 고온고압에

운전할 수 있도록 SUS 316 재질의 회분식 Auto-

clave(ILSHIN, Korea)이다. 추출기 내부에 magnetic 교

반기(운전: 150 rpm)가 설치되어 있어 균일한 반응이

이뤄지도록 하였다. 용매추출 공정은 혼합, 추출, 여과,

건조 등 4개 공정으로 이뤄진다. 혼합공정은 CS 20 g

과 용매 200 g을 슬러리 상태로 혼합한다. 용매는 저

등급 석탄을 대상으로 한 연구9,11)에서 추출 수율이 높

은 결과를 보인 극성용매인 N-methyl-2-pyrrolidinone

(이하, NMP)를 선택하였다. 추출공정은 슬러리를 추출

기에 넣고 질소가스를 주입해 초기압력을 0.1 MPa(절

대압력)로 조정하였다. 추출온도는 석탄을 대상으로 실

시한 연구결과5,9)를 참고하여 360oC로 설정하였으며,

승온속도는 10 ~ 20oC/min로 가열하였다. 추출온도에

도달한 후에 1시간 동안 추출하였다. 추출이 종료되면

추출기 하부의 압력밸브를 열어 별도의 용기로 반응물

질을 옮겼다. 여과공정은 추출이 종료된 물질을 여과기

에서 용액과 고체 물질로 분리하였다. 여과재는 Glass

Filter(GF) 1.0 µm를 사용하였다. 건조공정은 여과기에

의해 분리된 용액을 별도의 진공 건조기를 이용하여

용매가 휘발하도록 200oC에서 24시간 동안 건조하였

다. 여과된 용액이 건조되어 새로운 결정화 물질이 남

는데 이것이 용매 추출된 슬러지(extract carbonized

sludge, 이하 ECS)이다. CS300과 CS400을 용매 추출

한 슬러지를 각각 ECS300과 ECS400으로 표시하였다.

3. 열중량분석

열중량 분석은 TGA(TGA851e Mettler-Toredo)를 이

용하여 산화분위기(Air, 75 ml/min)에서 수행하였다.

연소프로파일은 승온속도(β) 10oC/min, 활성화에너지

산출을 위한 승온속도(β)는 2, 5, 10, 20oC/min의 4조

건에서 각각 800oC까지 가열시켜 수행하였다. 시료는

75 µm 통과 분을 대상으로 10 ± 2 mg을 이용하였다.

온도상승에 따른 중량 감소율을 표시한 Differential

Thermo Gravimetry (DTG)커브를 작성하여 RS, CS,

ECS, 그리고 석탄의 연소특성을 비교하였다. DTG커브

에서 수분 증발후 중량 감소율이 증가하다가 0.01%/s

가 되는 지점의 온도를 연소개시온도(IT), 중량 감소율

이 최대일 때의 온도를 피크온도(PT)라 하였다. 특히

PT가 두 개 나타나는 경우는 주로 휘발분 연소에 상응

하는 낮은 온도의 극대 값을 PTv, 주로 Char 연소에 상

응하는 극대 값을 PTc라 하였다. 그리고 중량 감소율이

감소하다가 0.01%/s 이하로 떨어지는 지점의 온도를

연소종료온도(BT)로 설정하였다. 또한, DTG 커브의

피크온도(PT)에서 최대 중량 감소율을 DTGmax(%/s)로

설정하였다.

4. 활성화에너지 산출

탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치는

영향을 파악하는 차원에서 활성화에너지 산출만 수행

494 박 상 우

하였다. 반응모델(f(α))을 모르는 상태에서 활성화에너

지 값을 결정할 수 있는 복합승온속도 방법을 이용하

였으며, 적용범위가 넓고 신뢰성이 높은 방법으로

Flynn-Wall-Ozawa(이하, FWO)모델(1)과 Vyazovkin모

델(2)의 2가지 속도론 방법을 이용하였다.

(1)

(2)

로 나타낼 수 있다. 위 식으로부터 반응의 전환 정도에

따른 활성화에너지는 연소 전환율에 따라 ln(β)와 1/

T(FWO), ln(β/T2)와 1/T(Vyazovkin) 값들의 직선변화

기울기를 통해 구할 수 있다12). 연소 전환율(α)의 산정

방법은 다음과 같다.

(3)

여기서, XT와 X800은 TG분석 시료의 T에서의 연소후

잔존율(%)과 800oC에서의 연소후 잔존율(%)이다. 전

환율은 0.1간격으로 9개(0.1 ~ 0.9)를 선정하였다.

III. 결과 및 고찰

1. 생성물의 기초특성 변화

탄화와 용매추출에 의한 하수슬러지 연료특성(공업

분석)변화는 Fig. 1에 나타내었다.

Fig. 1에 나타낸 바와 같이 원시료(Raw)를 탄화한

경우 회분 량은 증가하고, 휘발분(VM) 함유량은 감소

하는 추세가 뚜렷하게 나타났다. 반면에 고정탄소(FC)

함유량은 증가하였으나, 회분과 휘발분 변동 폭보다는

적게 나타났다. 한편 탄화슬러지를 용매 추출한 슬러지

는 회분 함유량이 1% 미만 값을 보여 가연성분(FC +

VM)이 99% 이상인 것을 보여주고 있다. 연료적 가치

는 매우 높아진 것을 확인할 수 있다. 석탄대비 고정탄

소와 회분은 적고 휘발분은 높은 것으로 나타났다.

2. 연소반응 구간 및 특성

DTG 커브는 승온속도 10oC/min에서 수행한 결과이

며, Figs. 2 ~ 3에 나타내었다.

Fig. 2(a)에 나타낸 바와 같이 RS의 낮은 IT가 탄화

와 용매추출을 통해 높은 곳으로 이동하는 것을 확인

할 수 있다. 더욱이 DTGmax가 RS는 PTv에서 나타난

반면에 CS300과 ECS300에서는 PTc에 나타났다. 또한,

PTv와 PTc의 높이 차이는 RS와 CS300은 적은 반면에

ECS300은 급격히 높아진 것을 보였다. 이는 Fig. 1에

서와 같이 고정탄소 함유량이 CS300은 17.1%, ECS300

은 33.95%인 점에 비추어 볼 때 매우 높은 것이다.

βlnAE

Rg α( )----------------ln 5.331– 1.052

E

RT-------–=

β

T2

-----lnRA

Eg α( )----------------ln

E

RT-------–=

α100 XT–

100 X800–------------------------=

Fig. 1. Proximate composition of samples, wt.%.

Fig. 2. DTG curves of raw, carbonized and solvent-

extraction sludges.

탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치는 영향 495

ECS300의 DTG 피크수가 3개인데, 비교 대상인 RS

가 2개, 그리고 CS300이 2개인 점을 고려하면 1개가

증가하였다. 증가한 원인으로 추출용매(NMP) 성분이

ECS300에 남아있던 것이 반응한 것으로 추정된다.

NMP는 결합력이 매우 큰 것으로 알려져 있으며7) 끓는

점이 202oC인 점을 고려한다면, 200 ~ 300oC 영역에서

의 피크는 NMP성분의 반응으로 생각된다. 더욱이 용

매추출 용액을 건조할 때 200oC에서 수행한 것도 하나

의 원인으로 생각한다. 그러므로 실질적인 IT는 2번째

피크가 시작되는 온도로 설정하였다. 이 설정으로 RS

와 비교한다면 ECS300이 IT와 BT 모두에서 높은 온

도 방향으로 이동한 것을 확인하였다. 하지만 BT는

RS에 비해 더 높은 곳으로 이동한 것을 보였는데,

CS300과는 다른 DTG 패턴을 보였다.

반면에 Fig. 2(b)는 400oC에서 탄화한 슬러지와 그것

을 용매 추출한 슬러지의 DTG 커브를 나타낸 것으로

CS300과 ECS300과는 다른 양상을 보였다. 다른 점은

ECS400이 ECS300에 비해 PTv의 피크 형성이 뚜렷하

지 않고 IT와 BT가 낮은 온도로 이동한 것이다. 이는

CS300과 CS400의 DTG 변화에 비하면 IT가 낮아진

것을 보여주고 있다. 앞서 설명한 바와 같이 NMP 성

분의 반응으로 추정되는 첫 번째 피크는 ECS300과

ECS400 모두에서 같은 온도영역에서 시작되고 있는

점은 변화가 없다. ECS300과 ECS400의 DTG 커브의

차이는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 휘발분 함유량(혹은

고정탄소 함유량)에 의한 영향인 것으로 추정된다. 용

매추출 원료인 CS300과 CS400의 연료비(고정탄소/휘

발분)가 0.48과 1.09의 차이로 인해, 용매추출 슬러지

의 연료비 역시 0.52(ECS300), 0.70(ECS400)으로 나

타난 점이 DTG 커브를 변화한 것으로 보인다. 이 같

은 결과를 종합해 보면, 탄화와 용매추출이 연소특성

변화를 일으키는 것뿐만 아니라, 탄화온도에 따라서도

달라지는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 3은 ECS와 석탄과의 DTG 커브를 비교하였다.

Fig. 3(a)에 의하면, 석탄 2종 모두에서 DTG 피크 수는

1개로 하수슬러지에서 유래된 RS, CS, 그리고 ECS와

는 다른 양상을 보였다.

그러나 LRC는 230 ~ 300oC 사이에서 HRC는 330 ~

400oC 사이에서 휘발분의 반응으로 보이는 PTv가 뚜렷

하진 않지만 매우 약한 커브를 보였다. 반면에 ECS300

은 3개로서 용매성분의 반응으로 추정되는 첫 번째 피

크를 제외하고는 2개 (PTv와 PTc)는 뚜렷하게 보였다.

한편, 연소특성 온도에서 LRC는 가장 낮은 IT와 BT를

보여 HRC와 ECS300과 다른 양상을 보였다. ECS300

와 HRC는 IT에서 유사하며, BT는ECS300이 더 높은

온도를 나타내었다. 한편, 휘발분 함량이 큰 경우

DTGmax가 큰 것으로 알려져 있으나13) ECS300의 휘발

분 함유량이 65.75%로 LRC 49.57%보다 높음에도 불

구하고 낮은 것은 특이하다. Fig. 3(b)에 의하면 ECS400

은 LRC와 HRC 사이에 피크를 형성한 것으로 나타났

다. 이 같은 결과는 ECS300와는 다른 양상을 보였는

데, 용매추출 원료인 CS가 서로 다른 탄화온도로 인해

연료특성이 변화된 것이 원인이라 생각한다. DTG 커

브를 통해 조사된 연소인자를 Table 1에 나타내었다.

Table 1에 나타낸 바와 같이 탄화슬러지(CS300,

CS400)는 건조슬러지(RS)에 비해 IT가 증진하고 BT

가 낮아져 연소구간 온도 폭이 작아지는 것으로 나타

났다. 더욱이 CS400이 CS300보다 더욱 낮은 연소구간

온도를 보여 연소반응이 빠른 것을 확인할 수 있었다.

반면에 RS와 ECS의 비교에서, RS는 IT와 PT의 차이

가 좁고 PT와 BT의 차이가 큰 반면, ECS는 그 반대

경향을 보였다. 이 같은 변화는 HRC와 유사한 연소특

성을 보이는 것이다. ECS에서는 ECS400이 모든 특성

온도에서 ECS300 대비 낮은 것을 확인할 수 있었다.

CS300의 BT를 제외하고 CS300과 ECS300의 IT, PT,

BT의 연소특성 온도가 RS에 비해 높은 것으로 나타났

다. CS400과 ECS400도 RS와의 비교 특성에서 유사한

경향을 보였다. 다만, ECS400의 IT가 CS400보다 낮아

Fig. 3. DTG curves of coals and solvent-extraction sludge.

496 박 상 우

진 점은 다르다. ECS300은 연소특성 온도인 IT, PT,

BT 모두에서 고등급 석탄인 HRC에 비해 높은 온도를

보여 연료 등급이 향상된 것을 확인하였다. ECS400은

HRC보다는 연료 등급이 높지 않지만, LRC보다는 높

은 온도를 보였다. 연소시간(tq)은 탄화와 용매 추출한

슬러지가 원시료 대비 짧은 것을 보였다. 특히 용매추

출슬러지는 가연성분이 99%이상인 점을 고려하면 하

수슬러지 유래 물질인 RS, CS, ECS중 가장 짧은 연소

시간을 나타낸 것이다.

3. 활성화에너지

저 등급 석탄을 대상으로 Hyper-Coal공정의 상용화

시 용매추출 수율이 60% 이하인 경우 경제성이 떨어

지는 것으로 판단하고 있으나14), 본 연구는 대상 시료

가 하수슬러지인 점을 고려하여 추출 수율이 50% 이

상인 것을 기준으로 하였다. Park and Jang10)은 이 기

준을 충족하는 조건이 CS300 (70.7%)이었기에 활성화

에너지는 CS300과 ECS300에 대해서만 산출하였다.

CS400은 32.6%로 경제성 측면에서 상용화가 떨어져

본 연구에서는 제외하였다.

승온속도(β)별 연소 전환율(α)에 해당되는 반응온도

결과를 토대로 FWO 모델과 Vyazovkin 모델에 의한

속도론 분석을 실시하여 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4는 ECS300의 연소 전환율(α = 0.1 ~ 0.9)에 상

응하는 ln[β]와 103/T, ln[β/T2]와 103/T를 각각 plot한

것이다. Fig. 4에 보이는 것처럼 여러 전환율에서 선형

의 관계가 있다. 그러므로 활성화에너지는 적용된

FWO와 Vyazovkin 모델에 의해 기울기를 계산할 수

있으며 RS, CS, 석탄에 대해서도 같은 방법으로 계산

한 결과 값을 Table 2에 나타내었다.

Table 2에 보이는 바와 같이 시료와 연소 전환율별

에 따라 활성화에너지(이하, E)값이 다른 것을 확인할

수 있다. 반면에 모델에 따른 E값은 매우 유사한 결과

를 보였다. 이를 확인하기 위해 Fig. 5에 하수슬러지

유래 RS, CS, ECS에 대한 모델별 연소전환율에 따른

E변화 패턴을 나타내었다.

Fig. 5에 나타낸 바와 같이 각 시료별 모델에 따른 E

값의 경향은 매우 유사한 결과를 보였다. 한편 연소전

환율(α)에 따른 E값 변화는 RS와 ECS300은 탈 휘발

연소영역(PTv)이 char연소 영역(PTc)에 비해 높은 E값

을 보였으나 CS300은 반대 경향을 보였다. 결과적으로

원시료 대비 탄화슬러지와 용매 추출한 슬러지는 탈

Table 1. Characteristic parameters obtained from DTG combustion profiles for samples

SamplesIT

(oC)

PT (oC) DTGmax (%/s) BT

(oC)

tq(min)PTv PTc DTGv DTGc

RS 181 293 452 0.047 0.032 524 34.3

CS300 286 339 435 0.0335 0.0447 516 23.0

CS400 296 426 − 0.0426 − 500 20.4

ECS300 354 423 563 0.0461 0.1318 612 25.8

ECS400 286 354 462 0.0404 0.122 541 25.5

LRC 268 380 − 0.154 − 493 22.5

HRC 338 505 − 0.1103 − 603 26.5

Fig. 4. Plots for various conversion rate for the

combustion of ECS300 at different heating rates (β = 2, 5,

10, and 20oC/min) : (a) FWO Model; (b) Vyazovkin Model.

탄화와 용매추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치는 영향 497

휘발 연소영역과 char연소영역 모두에서 E값이 낮은

것을 보여주고 있다. 이는 연소 반응속도가 커진 것을

의미하는 것으로 미연탄소분 발생이 저감할 것으로 생

각한다. Fig. 5에 PTv와 PTc로 구분한 연소영역(탈 휘

발과 char)별 E 평균값을 계산하여 Table 3에 나타내었

다. Table 3에 나타낸 바와 같이 탈 휘발과 char 연소

영역별 평균 활성화에너지(E)는 FWO 모델과 Vya-

zovkin 모델 모두에서 유사한 결과를 나타내었다. RS

는 높은 휘발분 함량에도 불구하고 PTv영역(α : 0.1 ~

0.6의 평균값)에서 172.74 kJ/mol, PTc(α : 0.7 ~ 0.9의

평균값)에서 149.11 kJ/mol로 가장 높은 E값을 보였다.

이는 Table 1에서 보인 바와 같이 연소시간(tq)이

34.3 min로 가장 넓은 것과 일치하는 것으로 석탄과 혼

Table 2. Correlation coefficients corresponding to linear fittings in Figure 4, together with the calculated activation energy value

Model αaRS CS300 ECS300 LRC HRC

Eb RC E R E R E R E R

FWO

0.1 145.68 0.9804 135.02 0.9835 197.07 0.9683 159.52 0.9999 133.79 0.9929

0.2 187.33 0.9973 134.07 0.9954 190.31 0.9510 157.90 0.9960 129.41 0.9970

0.3 197.83 0.9961 121.91 0.9947 209.13 0.8476 166.85 0.9997 130.05 0.9964

0.4 189.06 0.9982 121.44 0.9999 125.06 0.9405 137.99 0.9763 125.82 0.9930

0.5 173.58 0.9954 128.81 0.9997 105.65 0.9959 148.62 0.9610 116.98 0.9848

0.6 142.96 0.9978 139.42 0.9988 199.90 0.9986 115.34 0.9198 109.92 0.9830

0.7 129.29 0.9991 147.28 0.9988 193.03 0.9992 194.61 0.9119 102.25 0.9804

0.8 149.53 0.9991 153.70 0.9993 187.63 0.9979 178.59 0.8996 196.85 0.9797

0.9 168.52 0.9977 164.09 0.9982 183.04 0.9951 182.21 0.9152 195.03 0.9803

Vyaz-

ovkin

0.1 145.17 0.9781 132.89 0.9812 191.45 0.9611 159.20 0.9998 129.96 0.9915

0.2 188.09 0.9970 131.45 0.9946 188.60 0.9460 156.01 0.9956 124.71 0.9962

0.3 198.65 0.9959 118.27 0.9936 207.84 0.8348 164.90 0.9997 124.97 0.9954

0.4 189.04 0.9981 117.38 0.9999 118.81 0.9294 134.11 0.9720 120.22 0.9912

0.5 172.40 0.9949 124.70 0.9997 197.91 0.9952 145.01 0.9547 110.67 0.9808

0.6 139.72 0.9974 135.54 0.9987 191.61 0.9983 109.78 0.9039 103.02 0.9781

0.7 124.61 0.9988 143.49 0.9987 184.18 0.9989 187.77 0.8900 194.72 0.9741

0.8 145.18 0.9989 149.91 0.9992 178.29 0.9968 170.62 0.8683 188.82 0.9727

0.9 164.54 0.9973 160.42 0.9981 173.20 0.9925 174.08 0.8882 186.58 0.9729

aConversion rate, bActivation energy, CCorrelation coefficient.

Fig. 5. Changes of activation energy according to conversion

rate.

Table 3. Values of activation energy obtained by the FWO

and Vyazovkin isoconversional model

Kinetic

modelSample

E [kJ/mol]

PTv PTc

FWO

RS 172.74 149.11

CS300 128.25 151.12

ECS300 165.50 99.05

LRC − 126.85

HRC − 115.57

Vyazo vkin

RS 172.17 144.78

CS300 124.94 147.34

ECS300 162.63 90.67

LRC − 122.39

HRC − 109.30

498 박 상 우

소시 연소특성에 영향을 미칠 것으로 생각한다. 반면에

CS300은 RS에 비해 E가 작아졌으며, DTG 커브에서

도 IT가 높은 곳으로 이동함으로써 석탄과 혼소시 연

소특성에 미치는 영향은 적을 것으로 생각한다. CS300

을 용매 추출한 ECS300의 주된 연소영역이 char

(α = 0.3 이상)인 점을 고려한다면 석탄 2종의 char

(PTc)연소영역의 E값 109 ~ 126 kJ/mol보다 낮은 90 ~

99 kJ/mol를 보여 연소반응 속도가 큰 것으로 생각한다.

IV. 결 론

탄화와 용매 추출이 하수슬러지의 연소특성에 미치

는 영향을 파악한 결과 몇 가지 결론을 도출하였다.

1. DTG 커브에서 보인 시료별 피크 수는 원 시료인

RS가 2개인 반면에 CS와 ECS는 탄화온도에 따

라 1 ~ 2개 그리고 석탄은 1개를 나타내었다.

2. 연소특성 온도중 연소개시온도(IT)는 RS보다 CS

와 ECS가 100oC 이상 높아져 석탄의 IT와 유사

한 것을 확인하였다.

3. 연소시간(tq)은 가연분 함유량이 99.7%이상인

ECS가 25.5 ~ 25.8 min, 87.4 ~ 95.4%인 석탄(22.5

~ 26.5 min)보다 유사하거나 낮은(가연분 함유량

기준) 결과 값을 나타내었다.

4. 활성화에너지는 RS보다 CS300이 낮거나 유사한

결과를 보였으며, 용매 추출한 ECS300은 탈 휘

발과 char연소영역 모두에서 낮은 결과를 나타내

었다.

5. 특히 탄화와 용매 추출한 ECS의 char연소반응에

서는 석탄보다 활성화에너지가 낮아 연소 반응속

도가 큰 것을 확인하였다.

이 같은 결과를 종합해보면 탄화와 용매추출 공정이

하수슬러지의 연료 등급을 향상시키고, 활성화에너지

에 한정하고 있지만 연소 반응속도를 크게 하는데 기

여하였다.

References

1. Park, S. W., Jang, C. H. and Baek, K. R. : A study

on sewage sludge co-combustion case and

application in coal-fired power plants, Journal of

Korea Society of Waste Mangement, Vol. 27, No. 4,

pp. 363-370 (2010)

2. Park, S. W. and Jang, C. H. : Characteristics of

carbonized sludge for co-combustion in pulverized

coal power plants, Waste Management, Vol. 31, No.

3, pp. 523-529 (2011)

3. Park, S. W. and Jang, C. H. : A product assessment

and case study with solid fuel of sewage sludge,

Journal of Korea Society of Waste Mangement, Vol.

25, No. 6, pp. 493-498 (2008)

4. Park, S. W. and Jang, C. H. : Ash deposition potential

of sewage sludge as alternative fuel of coal, Journal

of Korea Society of Waste Mangement, Vol. 27, No.

5, pp. 390-397 (2010)

5. Okuyama, N., Komatsu, N., Shigehisa, T., Kaneko,

T. and Tsuruya, S. : Hyper-coal process to produce

the ash-free coal, Fuel Process Technology, Vol. 85,

No. 8-10, pp. 947-967 (2004)

6. Yoshida, T., Li, C., Takanohashi, T., Matsumura, A.,

Sato, S. and Saito, I. : Effect of extraction condition

on “HyperCoal” production (2)-effect of polar

solvents under hot filtration, Fuel Process Technology,

Vol. 86, No. 1, pp. 61-72 (2004)

7. Okuyama, N., Furuya, A., Komatsu, N. and

Shigehisa, T. : Development of a hyper-coal process

to produce ash-free coal, Kobe Steel Engineering

Reports, Vol. 56, No. 2, pp. 15-22 (2006)

8. Kashimura, K., Takanohashi, T. and Saito, I. :

Upgrading the solvent used for the thermal extraction

of sub-bituminous coal, Energy Fuels, Vol. 20, No.

5, pp. 2063-2066 (2006)

9. Kim, S. D., Woo, K. J., Jeong, S. K., Rhim, Y. J. and

Lee, S. H. : Production of low ash coal by thermal

extraction with N-methyl-2-pyrrolidinone, The

Korean Journal of Chemical Engineering, Vol. 25,

No. 4, pp. 758-763 (2008)

10. Park, S. W. and Jang, C. H. : Effects of carbonization

and solvent-extraction on change in fuel characteristics

of sewage sludge, Bioresource Technology, Vol. 102,

No. 17, pp. 8205-8210 (2011)

11. Li, C., Takanohashi, T. and Saito, I. : Elucidation of

mechanisms involved in acid pretreatment and

thermal extraction during ashless coal production,

Energy Fuels, Vol. 18, No. 1, pp. 97-101 (2004)

12. Park, S. W. and Jang, C. H. : Assessment of

combustion characteristics of carbonized sludge

using non-isothermal thermogravi- metric analysis,

Journal of Korea Society of Waste Mangement, Vol.

27, No. 5, pp. 422-430 (2010)

13. Artos, V. and Scaroni, A. W. : T.g.a. and drop-tube

reactor studies of the combustion of coal blends,

Fuel, Vol. 72, No. 7, pp. 927-933 (1993)

14. Shinozaki, S. : Development of High Efficient Hyper

Coal Direct Firing Gas Turbine Power Generation

Technology, Journal of the Japan Institute of Energy,

Vol. 82, No. 12, pp. 907-918 (2003)