서 론

압축공기 전력저장 발전(compressed air energy storage, CAES)은 부하관리를 위한 대용량 전력저장 시스템으로 최근 주목을 받고 있다. CAES 시스템은 1978년 독일의 Huntorf CAES에 290 MW의 플랜트가 처음 상용화된 이후 각국에서 연구개발이 진행되었다. 독일의 Huntorf 발전소는 Unterweser 원자력 발전소 전력 저장 및 자체기동(Black-start service) 제공 목적으로 건설되었다. 이후 미국에서는 Alabama주의 McIntosh에서 110 MW의 상용플랜트가 1991년 6월에 운전을 시작하였으며 주로 차익거래를 목적으로 주간운영(weekly operation)되어 왔다(Succar and Williams, 2008). McIntosh CAES는 석탄화력 발전소의 기저전력을 저장하는 목적으로 건설되었으며 배기열 회수 이용을 위한 재생열교환기(recuperator)의 적용으로 기존 Huntorf보다 획기적으로 에너지 효율을 향상시켰다. 현재까지 상용 CAES는 Huntorf 및 McIntosh CAES이며, 1980년대 이후 CAES 발전 시스템이 널리 보급되지 않은 것은 당시 전력수급 문제를 원전이나 신재생 에너지보다는 신규 화력 및 열병합 발전소 건설로 해결하는 것이 더욱 경제적이었고 CAES 건설시 인허가, 고가의 장비, 입지 등으로 일반적인 발전소에 비해 고려해야 하는 사항들이 훨씬 많았기 때문이다. 그러나, 최근 유가 상승과 더불어 온실가스 저감이 세계적으로 화두가 되면서 풍력 등 신재생 에너지 보급이 증가함에 따라 간헐적인 신재생 에너지를 효율적으로 활용하기 위한 전력저장의 필요성이 증가하고 있다. 또한, 여러 가지 다양한 발전원과 수요처가 연결된 스마트 그리드에서 안정적이고 효율적인 전력망 구축을 위해서 전력저장이 더욱 필요해지고 있다. 최근 CAES는 양수발전을 대체하여 가치가 낮은 전력을 저장하여 수요에 맞게 공급할 수 있는 대용량 부하관리용 전력저장 기술로서 전 세계적으로 주목받고 있으며 다양한 프로젝트들이 현재 진행 중에 있다.

국내에서는 한국지질자원연구원의 주도로 세계 최초로 천심도(지표에서 약 100 m) 복공식 압축공기에너지 지하저장 실증시설을 구축하고 최대 35 bar에 이르는 저장압력으로 실증실험을 실시한 바 있다(KIGAM, 2012). 본 실증실험은 천심도 복공식 저장공동의 최대 저장 압력에 대한 내압 및 기밀성능 평가를 주된 목적으로 하였으며, 압축공기 지하저장을 위한 LRC 설계 개념의 검증을 위한 수치해석 연구(Kim et al., 2012a; Kim et al., 2012b)를 병행하였다.

CAES 시스템 특성별 구분 및 특징을 요약하면 Table 1과 같다. 공기 압축과정에서 발생하는 고온 압축열의 재활용 및 열손실 저감을 통해 효율 향상을 도모하고 있음을 알 수 있다. 이에 본 연구에서는 압축공기에너지의 지하저장을 위한 LRC 저장공동의 경제성 향상 및 운영 효율 극대화를 도모하고 저장 효율 평가에 기초한 공동 사양 설계 및 운영 조건 설정을 위한 기초 자료 제공을 목적으로 기 개발된 LRC 저장공동의 에너지수지 기본식과 온도･압력 예측 해석 결과를 이용하여 LRC 단열사양, 운영 모드 및 주입 온도가 저장 효율에 미치는 영향을 정량적으로 평가하였다.

압축공기에너지 지하저장 공동의 에너지수지 분석을 통한 저장효율 평가

에너지수지 기본식

LRC 저장공동 내부는 공기 압축 및 팽창에 따라 온도변화를 수반하게 된다. 압축공기의 주입․저장과정에서는 저장공동 내부 온도가 점차 상승하여 주변 온도보다 상대적으로 높아지게 된다. 이 경우 저장 압축공기의 열량이 복공재 및 주변암반으로 손실되고 저장효율은 감소하게 된다. 반대로, 토출․생산과정에서는 급격한 부피팽창으로 인해 LRC 내부 온도가 급감하여 주변으로부터 열에너지가 유입되는 현상이 발생한다. 따라서, 본 연구에서는 주어진 운영조건에서의 LRC 저장공동 내외부 온도･압력 변화 예측결과를 이용하여 저장공동 내 에너지수지 기본식을 구성하고 운영단계에 따른 에너지수지 분석을 실시함으로써 저장효율을 평가하였다.

LRC 저장공동의 에너지수지 기본식으로는 Kim et al. (2011)이 제안한 식 (1)을 사용하였다.

 (1)

여기서, 는 공기의 정적비열(, specific heat at constant volume), 는 기체상수(), 은 압축공기 주입 및 토출과정에서의 온도(), 은 누출공기온도로 토출 및 누출 공기온도는 저장공동 내 공기온도()와 동일한 것으로 가정한다. 은 저장공동 내부에 저장되는 공기질량, 은 저장공동에 연결된 파이프 라인을 통한 압축공기의 주입･토출과정에서의 공기유동(migration)양, 은 저장공동으로부터 콘크리트 라이닝을 통하여 유출되는 공기누출(leakage)양을 나타낸다. 주입과정에서의 압축공기 온도는 를 기본값으로 하였다.

식 (1)의 좌변은 LRC 공동 내부에 저장되는 총 에너지량, 우변의 첫 번째 항은 주입 및 토출에 의한 운동에너지, 두 번째 항은 누출에 의한 에너지손실량, 세 번째 항은 열전도 및 누출에 의한 열손실 에너지량을 나타낸다.

Fig. 1은 식 (1)의 각 성분을 도식화하여 나타낸 것이다. 압축․주입 에너지와 토출․ 생산 에너지의 차이에 해당하는 빗금친 부분이 1일 운전과정에서 유출 및 유입되는 에너지량을 나타낸다. 또한, 이들 빗금친 부분은 Fig. 1(b)와 같이 도식화할 수 있으며 이를 통해 열전도 및 공기 누출에 의한 에너지손실정도의 상대적 비율을 가시화하여 비교할 수 있다. Fig. 1(b)에서 공기 누출 비율이 클수록 총 손실량과 열전도에 의한 손실량의 차이에 해당하는 빗금친 영역이 증가하고, 열전도에 의한 손실이 지배적일 경우, 이들 영역은 점차 줄어드는 결과를 보이게 된다.

운영단계별 저장효율 평가를 위한 기본해석

LRC 저장공동 운영과정에서의 에너지 손실은 크게 내부 압축공기의 누출에 의한 손실과 저장공동 내 온도와 콘크리트 라이닝 및 주변 암반과의 온도차이에 의해 발생하는 열전달에 의한 손실로 설명할 수 있다. 본 연구에서는 다상 다성분 열유동 거동을 시뮬레이션할 수 있는 TOUGH2(Pruess et al., 1999) 코드를 이용하여 저장공동 내부 공기 누출, 주변 지하수 유동 및 열전달 해석을 실시하고 저장공동 내부 및 주변 온도･압력 변화를 예측하였다.

해석에 사용된 모델은 Fig. 2와 같으며, 이는 국내에 구축된 CAES 실증시설(KIGAM, 2012) 사양과 동일하다. LRC 저장공동의 단면 형상은 2차원 원형으로 하고 저장공동 심도는 100 m로 하였다. LRC 저장공동의 복공재는 기밀콘크리트 라이닝을 설치하고 두께는 50 cm로 하였다. 굴착 직경은 6.0 m이므로 라이닝 설치 후 저장공동 내부 직경은 5.0 m에 해당한다. 기밀콘크리트 라이닝 주변에는 굴착에 의한 영향영역(excavation disturbed zone, EDZ)이 발생하고 EDZ 두께는 60 cm로 가정하였다.

기본해석에서 저장공동 1일 운영조건은 압축･저장(8시간)-대기(4시간)-토출･발전(4시간)-대기(8시간)로 설정하였다. 저장 공동 설계 운영 압력은 최대 8 MPa, 최소 5 MPa로 이는 지상설비의 사양 및 용량에 크게 좌우된다. 이러한 설계 운영 압력을 고려하여 압축･저장 과정에서의 주입량 및 토출･발전 과정에서의 토출량을 설정하였다. 저장공동 경계를 제외한 외곽 영역경계는 일정 온도 및 압력조건으로 설정하였다.

초기 조건으로 지표면 온도는 10°C, 온도 구배는 3 °C/100 m로 하고, 지하수면은 지표면과 일치하는 것으로 가정하였다. 따라서, LRC 저장공동이 위치하는 심도에서의 온도 및 지하수압은 각각 13°C 및 1 MPa로 이는 기존의 해석조건과 동일하다(Kim et al., 2011; Kim et al., 2012a). 해석에 사용한 입력물성치는 Table 2와 같다.

해석사례 및 결과분석

기본해석 결과

Fig. 3 및 4는 기본해석을 통해 얻은 압력 및 온도변화 결과를 나타낸다. 저장공동 내 압력변화는 최대 8 MPa, 최소 5 MPa 구간에서 변동하고 있으며, 압축공기가 주입됨에 따라 기밀콘크리트 라이닝 내부 압력은 점진적으로 증가하는 양상을 보인다. 또한, 주변 암반 내 공극 압력은 일정하여 침투 압축공기에 의한 영향은 발생하지 않는 결과를 보였다. Fig. 4는 1일 운전과정 중 온도 변화 양상을 나타낸다. 압축공기 주입․저장 과정(Fig. 4의 0 – 12 hour 구간)에서는 공동 내부 온도가 증가하여 주변 온도보다 높은 값을 보이고, 토출․생산 과정(Fig. 4의 12 – 24 hour 구간)에서는 급격한 부피 팽창에 따른 온도 감소로 주변 온도보다 낮아짐을 알 수 있다. 이러한 압력․온도 변화 결과는 국내 실증시설을 대상으로 한 기존 연구결과(Kim et al., 2012a)와 매우 유사한 결과로, 해석결과로 얻어지는 압력․온도를 이용하여 에너지수지 분석을 실시한 결과는 Fig. 5와 같다. 본 연구에서는 단열조건 및 운영모드에 따른 저장효율 평가를 목적으로 기밀라이닝 시스템의 투과계수를 충분히 낮게 설정하여 공기 누출은 발생하지 않는 것으로 가정하였다. 따라서, Fig. 1과 달리 총 에너지 손실량은 열전도에 의한 에너지 손실과 동일하고 공기 누출에 의한 에너지 손실에 해당하는 빗금영역은 관측되지 않는다(Fig. 5b).

단열조건에 따른 저장공동 내부 온도 예측 및 저장효율 평가

LRC 저장공동의 단열조건에 따른 내부 온도 변화 및 저장 효율 평가를 목적으로 완전단열(perfectly adiabatic) 조건과 완전비단열(perfectly isothermal) 조건에서의 해석결과를 비교하였다. 이들 해석조건은 기밀라이닝 시스템의 열전도도(thermal conductivity) 및 비열(specific heat) 수준을 적절히 설정함으로써 재현할 수 있다(Kushnir et al., 2012). 따라서, 완전단열 조건은 기밀라이닝 시스템의 열전도도는 기본해석조건의 100분의 1수준으로 낮고 비열은 100배에 해당한다. 반대로 완전비단열 조건은 열전도도가 기본 해석조건의 100배 수준에 해당한다. 실제 LRC 운영조건은 이들 완전단열 및 완전비단열 조건 사이에 위치한다.

Fig. 6은 완전단열 조건에서의 온도 및 열손실량 해석 결과를 나타낸다. 외부로의 열손실이 최소화되어 동일한 공기 주입량에도 LRC 내부 온도가 60°C까지 상승하고 주변 라이닝시스템 및 암반에서의 온도변화는 발생하지 않는 것을 확인할 수 있다. 낮은 열전도도로 인해 저장공동 외부로의 열전달이 거의 발생하지 않기 때문에 열손실량 수준은 비교 대상인 완전비단열 조건에 비해 현격히 작음을 알 수 있다.

Fig. 7은 완전비단열 조건에서의 온도 및 열손실량 해석 결과이다. 주변 기밀라이닝시스템의 높은 열전도도로 인해 저장공동 온도 변화는 라이닝시스템으로 대부분 전달되어 동일한 온도 결과를 보인다. 압축･저장 과정에서 발생하는 저장공동 내부 온도 상승의 대부분은 외부로 유출되어 온도 상승폭은 감소하고 최고온도는 약 15°C 수준으로 예측되었다(Fig. 7a). 또한, 열유동(heat flow rate) 양상도 단열조건과는 크게 상이하여(Fig. 6b) 압축･저장 및 토출･발전 과정에서만 발생하고 대기 모드에서는 발생하지 않는다(Fig. 7b). 한편, 압축･저장과정에서 외부로 전달된 열에너지의 대부분은 토출･발전 과정에서 저장공동 내부온도가 주변보다 낮으므로 공동 내부로의 재유입이 발생하여 1일 운전과정에서의 열손실율은 완전단열 조건과 큰 차이를 보이지 않았다(Table 3).

결과적으로 상반된 LRC 운영조건(완전단열과 완전비단열 조건)에서의 온도 및 열손실량 비교를 통해 완전단열 조건이 열손실을 최소화하여 보다 경제적인 조건임을 확인할 수 있었다. 그러나, LRC 저장공동 주변의 완전단열 조건 형성을 위해서는 상당한 규모의 단열재 시공을 위한 비용이 부담되어야 하고 이에 따른 저장효율 증가분은 크지 않기 때문에 설계사양 결정시 이에 대한 충분한 검토가 필요함을 알 수 있다.

운전모드에 따른 저장공동 내부 온도 예측 및 저장효율 평가

LRC 운전 모드가 저장 효율에 미치는 영향을 살펴볼 목적으로 운전 모드에 따른 저장공동 내부 온도변화를 해석하고 앞서 소개한 에너지수지 기본식을 이용하여 에너지 손실율을 계산하였다. 운전모드별 해석조건은 Table 4와 같다. Table 4의 운전모드는 1일 운전과정을 구성하는 압축･저장-대기-토출･발전-대기 행정의 운전시간 차이로 해석케이스 C1부터 C4는 토출･발전 시간은 4시간으로 동일하고 압축･저장 행정 시간에 차이를 둔 경우에 해당한다. 반대로, 해석케이스 D1부터 D4는 압축･저장 운전시간은 8시간으로 동일하고 토출･발전 행정 시간에 차이가 있다.

이들 각 해석케이스에 해당하는 저장공동 내 온도변화 해석결과는 Fig. 8 및 9와 같다. 총 공기 주입량이 동일할 경우, 압축･저장 시간이 길어질수록 저장공동 내 온도 상승폭은 감소하여 최고 온도는 낮아짐을 확인할 수 있다(Fig. 8). 또한, 동일한 압축･저장 시간 조건에서는 토출･발전 시간이 길어질수록 온도 하락폭이 감소하여 최저 온도가 높아지기 때문에 최고 및 최저 온도 차이가 감소하는 결과를 보였다(Fig. 9).

각 해석케이스별 온도 변화를 이용하여 계산한 에너지손실 양상은 Fig. 10 및 11과 같고, 1일 에너지 손실율을 포함한 해석결과는 Table 5와 같다. Table 5로부터, LRC 저장공동의 1일 운영과정 중 압축･저장 및 토출･발전 시간이 길어질수록 에너지 손실율은 감소하여 저장 효율이 증가하는 결과를 확인할 수 있다. 이는 압축･저장 및 토출･발전 시간이 길어질수록 최고 및 최저 온도 차이가 감소하기 때문이다. 따라서, LRC 저장공동의 에너지 효율 향상을 위해서는 주어진 운영조건에서 압축･저장 및 토출･발전 시간을 최대한 길게 운영하는 것이 유리하다고 할 수 있다. 다만, 토출･발전 시간은 저장효율 측면보다 주간의 전력피크 대응을 위한 전력공급량 및 공급시간 등의 운영조건에 의해 결정되므로 압축･저장 및 대기 행정 시간의 최적 조합을 통해 저장효율을 극대화할 수 있다.

요약 및 결론

대용량 전력저장 장치로서의 압축공기에너지 발전의 상용화를 위해서는 안전하고 경제적인 고압 유체의 저장 공간 확보가 필수적이다. 복공식 암반공동(lined rock cavern, LRC)은 입지 조건의 제약을 극복하고 비교적 천심도에서도 고압의 압축공기 저장공간으로 실현가능함이 수치해석(Kim et al., 2012a) 및 실증실험(KIGAM, 2012)을 통해 검증된 바 있다.

압축공기에너지의 지하저장을 위한 LRC 저장공동의 경제성 향상 및 운영 효율 극대화를 위해서는 저장 효율에 대한 평가를 고려한 공동 사양 설계 및 운영 조건이 결정되어야 한다. 본 연구에서는 기 개발된 LRC 저장공동의 에너지수지 기본식과 온도･압력 예측 해석 결과를 이용하여 LRC 단열사양, 운영 모드 및 주입 온도가 저장 효율에 미치는 영향을 평가하였다.

저장공동을 완전단열 조건으로 시공할 경우, 압축･저장 과정에서 발생하는 고온의 열에너지가 주변으로 전달되어 발생하는 에너지 손실을 최소화할 수 있다. 그러나, 완전단열 조건을 위해서는 일반적으로 시공비가 증가하고 완전비단열 조건에서의 저장 효율과 큰 차이를 보이지 않기 때문에 저장공동 설계시 단열재 사양에 대한 상세 검토는 생략할 수 있을 것으로 보인다.

압축공기에너지 지하저장 공동의 운영모드는 발전용량 등의 지상설비 사양과 연동하여 설계되지만 압축･저장 및 토출･발전 과정을 장시간 유지할수록 저장공동 내부 최대 및 최소 온도 차이를 감소시켜 저장 효율이 상승하는 결과를 보였다. 일반적으로 토출･발전에 요구되는 시간은 조정이 불가능할 것이므로 압축･저장 시간을 조절하고 이에 상응하는 지상 압축기 사양을 설계함으로써 저장 효율 및 경제성을 향상시킬 수 있을 것으로 보인다.

다만, 본 연구결과는 국내 관련 실증시설 조건을 대상으로 주요 입력설계변수들이 저장효율에 미치는 영향을 파악할 목적으로 실시한 기초 해석결과로, 다양한 입력변수 조건을 설정하고 이러한 조건을 반영한 추가해석을 수행하여 보다 정량적인 결과를 도출함으로써 실제 설계에도 활용할 수 있을 것으로 기대된다.