2.1 시험장치 및 방법

본 연구에서 고안한 재생증발식 냉방기의 단위 모듈은, Fig. 2(a)에 나타낸 바와 같이, 건채널 두 개와 그 사이의 습채널 한 개, 각 채널 사이의 열전달판(두께 0.15 mm), 습채널에 부착된 안내덕트(guide duct)로 이루어진 건습채널 한 쌍을 3개 적층하고, 그 외곽을 둘러싼 케이스(두께 0.8 mm)로 구성된다. 건채널 및 습채널에는 루버핀을 삽입하였다. 열교환부는 알루미늄을 적용하여 브레이징(brazing) 접합하고, 습채널 내부는 증발수 젖음도 향상을 위하여 친수성 다공물질 표면처리(16)를 적용하였다. 총 7개의 단위모듈을 적층하여 Fig. 2(b)에 나타낸 바와 같이 재생증발식 냉방기 코어를 조립하였다. 재생증발식 냉방기를 구성하는 채널, 루버핀, 열교환기의 치수를 table 1에 정리하였다.

공기는 Fig. 2(c)에 나타낸 바와 같이 재생증발식 냉방기 코어의 하부로부터 건채널로 유입되어 냉각되며 상부로 토출된다. 냉각된 공기의 일부가 건채널 출구에서 습채널로 유입되어 건채널 유동과 반대방향인 아랫방향으로 유동하며, 안내덕트에 의하여 건채널 입구유동과 분리되어 배출된다.

증발수는 습채널 입구, 즉 상부로부터 공급하여 습채널 공기유동과 평행하게 습채널을 통과한 후 안내덕트를 따라 하부 물통에 모이도록 고안하였다. 증발수 분배기는 내경 10 mm 직관에 직경 1 mm의 구멍을 습채널 간격으로 21개 가공하여 제작하였으며, 이 분배기를 Fig. 2(c)에 나타낸 바와 같이 580 mm 거리를 왕복 운동시켜서 21개의 습채널에 균일한 양의 증발수가 공급될 수 있도록 하였다.

제작된 재생증발식 냉방기를 열환경 챔버내에 설치하여 여러 가지 습도, 유량 조건에서의 냉방성능을 시험하였다. 건채널 입구의 주 송풍기와 습채널 출구의 추기 송풍기의 회전수를 조절하여 주 유동 공기유량과 추기 공기유량을 제어하였다. 시험 조건은 여름철 외기 온습도 조건을 반영하였으며 table 2에 정리하였다. 입구온도는 32oC로 고정하였으며, 건채널 입구 상대습도 50%, 공급 유량 18 m³/min(건채널 유속 1.5 m/s), 추기비율 0.3일 때를 기준조건으로 하여, 상대습도, 공급유량, 추기비율의 변화에 따른 성능변화를 시험하였다.

건채널 유입 공기의 건습구온도 측정에는 오차 범위 ±0.15oC의 RTD를 이용하였고, 건채널 출구온도와 습채널 출구온도 측정에는 오차범위 ±0.2oC의 T-type 열전대를 사용하였다. 습채널 출구공기의 습도측정에는 오차범위 ±0.2oC의 이슬점 온도센서를 이용하였으며, 유입공기의 이슬점 온도는 측정된 건습구 온도를 이용하여 계산하였다. 공급공기 유량 측정에는 노즐법을 적용하였으며, 추기공기 유량은 후드미터(hood meter)를 사용하였다.

재생증발식 냉방기의 유용도는 다음 식(1)과 같이 흡입공기의 건구온도와 이슬점 온도의 차이에 대한 흡입공기 온도와 공급공기 온도의 차이의 비로써 정의되며, 이론적으로 최대한 냉각될 수 있는 온도차에 대한 실제 온도차의 비를 의미한다.

2.2 시험결과의 신뢰도

측정의 신뢰도를 확인하기 위하여, 다음의 식과 같이 건채널과 습채널의 열전달량을 구하여 비교하였다. Fig. 3은 본 연구에서 실시한 모든 경우에 대하여 열전달량을 비교한 것이며, 모든 경우에서 ±10% 이내, 평균 ±5% 정도로 에너지 평형이 만족됨을 알 수 있다.

유용도의 측정 오차는 다음과 같이 구할 수 있다.

y_i는 유용도 정의 식(1)에 포함된 측정값들로 유용도의 오차에 영향을 미치는 인자들이며, y_i는 각각의 측정오차이다. 입구 이슬점온도의 측정오차는 식(4)의 계산방법과 건습구온도계의 측정오차로부터 구하면 ±0.32℃이다. 각 온도의 측정오차를 고려한 유용도 측정오차는 평균 6%이며 최소 4%, 최대 6.3%인 것으로 분석되었다.

2.3 시험결과

유입공기 온습도와 공급유량이 table 2의 기준조건으로 일정한 경우에, 추기비율 변화에 따른 출구 온도 및 유용도 측정결과를 측정오차 범위와 함께 Fig. 4에 나타내었다. 일반적인 증발냉각기가 유입공기의 습구온도까지 냉각 가능한 것에 비하여, 본 연구의 재생증발식 냉방기는 유입공기의 습구온도인 23.7oC 이하까지 냉각할 수 있음을 보여준다. 추기비율이 커질수록 공급온도가 낮아지지만, 공급유량을 일정하게 유지하기 위해서는 추기비율 증가에 따라 건채널과 습채널 통과유량이 모두 증가하여야 하므로 송풍기 동력이 증가함을 감안하여야 한다.

Fig. 4에는 Lee et al.(14)의 해석 모델로부터 예측한 냉방기 성능을 측정결과와 비교하여 점선으로 나타내었다. 측정결과가 예측결과에 미치지 못하는 것을 알 수 있다. 출구온도는 0.4~0.7℃, 유용도는 3~6% 미치지 못하는데, 이 차이는 측정오차의 범위를 상회하는 것으로 Lee et al.(14)의 해석 모델에 포함되지 않은 손실요인이 영향을 미치고 있음을 의미한다. 본 연구에서는 재생증발식 냉방기의 알루미늄 소재를 통한 유동방향 전도열손실과 습채널 표면의 불완전한 젖음도, 증발수 열용량의 영향 등을 반영하여 해석 모델을 보완한다.

3.1 재생증발식 냉방기 해석 모델

재생증발식 냉방기의 냉각과정을 이론적으로 해석하기 위하여 다음과 같은 가정을 도입한다.

(1) 채널 내의 흐름은 유동 및 열적으로 완전 발달되어 있다.

(2) 물성치는 온도에 관계없이 일정하다.

(3) Lewis 수는 1이다.

(4) 건채널과 습채널 사이 열전달판과 수막을 가로지르는 열저항은 무시한다.

(5) 습공기 중 수증기의 현열은 잠열에 비해 작으므로 무시한다.

위에 정리한 가정과 전술한 손실요인을 반영하여 재생증발식 냉방기의 열, 물질전달과정을 표현하면 다음과 같다.

상기 모델은 Lee et al.(14)의 모델에 습채널 젖음도 α와 열교환기 고체부분을 통한 전도열전달 항(식(8)의 우변 첫째항), 증발수의 대류열전달 항을 추가한 수정 모델이다. 젖음도 α는 습채널 내부 열전달표면이 수막으로 완전히 덮이지 않은 것의 효과를 나타내는 인자로써, 습채널 열전달표면적 대비 젖음면적의 비율로 정의된다. 위의 식에서 N은 전달단위수(Ntu)이고, r_ex은 건채널 유량 중 습채널로 추기되는 추기비율, m은 증발에 따른 증발수 유량의 감소를 나타내는 무차원수이다. 하첨자 d, w, e는 각각 건채널, 습채널, 증발수를 의미한다. w_e는 증발수 표면에서의 포화습도이다. 각 무차원수의 정의와 기준조건에서의 값을 table 3에 정리하였다.

경계조건은 다음과 같다.

건채널을 통과한 공기의 일부가 습채널로 흡입되므로, 건채널 출구와 습채널 입구( $\zeta$ = 1)에서의 온습도 조건은 동일하다. 증발수가 일정한 온도 T_e,in으로 상부( $\zeta$ = 1)로 공급되어, 습채널 상부와의 온도차에 해당하는 열량을 전도열전달의 형태로 전달한다고 가정하였다. 열전달판 하부( $\zeta$ = 0)에는 단열조건을 적용하였다.

식(8)에서 전도열전달은 유동방향 온도기울기가 작아지는 쪽으로 영향을 미치므로, N_c가 클수록 열교환기의 입출구 온도차가 작아지게 되어 냉각성능이 감소하게 된다. N_c는 열교환기 고체부분을 통한 전도열전달의 열전도도(thermal conductance)를 의미하며, table 3에 정의된 바와 같이, 유동방향에 직교하는 열교환기 단면적 중 고체가 차지하는 면적인 A_c에 비례한다. A_c는 전도열전달의 경로면적으로서, 전도열전달에 의한 손실을 줄이기 위해서는 이 면적을 최소화하여야 한다. 본 연구에서 제작한 재생증발식 냉방기 단위 모듈의 전도열전달 경로면적 A_c의 구성요소와 각 요소의 크기를 table 4에 나타내었다. 전도열전달 경로는 열전달판, 외곽 케이스, 열전달핀, 브레이징 필렛(brazing fillet) 등으로 구성된다.

브레이징 필렛은 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 핀 표면에 코팅된 필러금속(filler metal)이 브레이징 공정 중에 녹아서 모세관 현상에 의해 열전달핀과 열전달판의 접합부에 모여 형성된 것으로 필러금속의 코팅 두께 0.02 mm로부터 경로면적을 계산하였다. 열전달핀의 경로면적 계산에서는 핀의 두께가 브레이징 과정에서 0.13 mm에서 0.02 mm로 줄어드는 것과 루버 가공에 따른 슬릿에 의하여 전도열전달 경로가 차단되는 효과를 고려하였다. 열전달핀 높이 12 mm 중 루버 길이가 10 mm이어서 연결된 부분의 길이는 2 mm에 불과하지만, 슬릿이 3 mm 간격으로 가공되기 때문에 Fig. 5에 나타낸 2차원 전도열전달의 효과로 인하여 유효 전도열전달 경로의 비율은 2/12를 상회하게 된다. Fig. 5에 나타낸 온도 등고선과 열유속선은 열전달핀의 루버 1개에서의 전도열전달을 수치해석한 결과를 나타낸 것이다. 슬릿과 슬릿 사이에서 열유속선이 상부로 휘어짐에 따라 슬릿이 가공된 부분도 어느 정도 전도열전달에 기여하게 된다. 수치해석을 통하여 유효 전도열전달 경로 비율을 구할 수 있으며, 본 연구의 경우 0.26으로 구하여진다. 이 값은 연결부 비율 0.17(= 2/12)을 상회하며, 이를 전도열전달 경로면적 계산에 적용하였다.

3.2 젖음도와 유효 증발수 유량의 추정

식(5)~식(9)에 나타낸 해석 모델에서 습채널 젖음도 가 냉방기 성능에 큰 영향을 미칠 것을 예상할 수 있다. 선행 연구에서도 젖음도의 영향을 지배방정식에 반영하지만((12),(13)) 젖음도 영향에 관한 분석 연구는 없다. 표면 젖음 특성(surface wettablity)은 Wang and Reid(17)가 습채널 재질에 따른 젖음 특성을 분석하고 유용도를 측정한 연구를 진행하였다. 그러나 이는 재질에 관한 연구로 실제 운전상황 중 젖음도는 위 연구와 같이 구할 수 없으며 직접적인 측정도 불가하다. 또한 전술한 전도열전달 경로면적과 같이 열교환기 구조로부터 계산할 수도 없다. 따라서 본 연구에서는 시험에서 측정된 유용도와 해석 모델의 예측결과가 잘 일치하는 젖음도를 구하는 방법으로 본 연구에서 제작한 재생증발식 냉방기 습채널의 젖음도를 추정하고자 한다.

증발수 무차원 유량에 대한 고찰도 필요하다. 해석모델에서는 증발수가 시간에 관계없이 일정한 유량으로 습채널에 공급되는 것으로 모델화하였으나, 실제로는 Fig. 2(c)에 대한 설명에서 언급한 바와 같이 증발수 공급 장치의 왕복운동에 의하여, 특정 위치의 습채널에 대해서는 왕복주기에 맞춰 증발수가 간헐적으로 공급된다. 간헐적으로 공급된 증발수의 일부는 습채널 열전달표면에 코팅된 친수성 다공물질 층에 흡수되어, 다음 증발수 공급주기까지의 증발량을 감당한다. 다공물질 층에 흡수되지 않은 초과분의 증발수는 습채널 하부로 배출된다. 이러한 간헐적 공급 영향으로 인해 증발수 유량의 영향은 같은 공급유량이 시간에 대해 일정하게 공급되는 경우에 비해 작을 것으로 예상된다. 이에 대한 정확한 분석을 위해서 비정상상태에 대한 해석이 수행되어야 하지만, 본 연구에서는 젖음도와 마찬가지로 측정 유용도와 모델 예측 값이 잘 일치하는 유효 증발수 유량을 구하는 방법을 적용하였다.

Fig. 6에 젖음도와 무차원 증발수 유량의 변화에 따른 모든 시험조건에서 유용도의 측정값과 모델 예측 값의 평균적인 차이의 등고선을 나타내었다. 젖음도가 0.66, 유효 무차원 증발수 유량이 0.032인 경우에 평균오차가 0.4%로 가장 작다. 이 젖음도 수치 0.66은 본 연구의 재생증발식 냉방기 단위 모듈과 동일하게 제작한 샘플을 절단하여 실시한 습채널 젖음도 관측시험에서 관찰되는 값과 유사하다. 유효 무차원 증발수 유량 0.032도 실제 공급유량에 대한 값 0.049(table 3 참조)보다 작은 값으로 타당한 결과로 볼 수 있다.

4.1 나나나

공급유량, 추기비율, 상대습도의 변화에 대한 유용도 측정값을 예측결과와 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. 예측결과로는 Lee et al.(14)과 본 연구의 결과를 모두 나타내었다. 본 연구의 해석 모델에는 전절에서 추정한 젖음도와 유효 증발수 유량값을 적용하였다.

본 연구의 예측결과가 모든 시험결과와 측정오차 범위 내에서 일치함을 볼 수 있으며, 해석 모델 및 무차원인자의 값들이 적절하게 반영되었음을 의미한다.

4.2 유용도 감소 요인 분석

Fig. 7에서 유용도 측정값이 Lee et al.(14)의 단순모델에서 예측하는 결과보다 상당히 작은 것을 볼 수 있다. 특히 공급유량이 변화하는 경우의 결과인 Fig. 7(a)에서, 공급유량이 작을수록 단순 모델 예측결과 대비 유용도 감소 정도가 점점 커져서 10% 정도에 이르게 된다.

전도열전달, 젖음도, 증발수 유량 등 유용도 감소 요인 각각이 유용도 감소에 미치는 영향을 분석하기 위하여 본 연구의 해석 모델에서 각각의 요인을 제외한 경우의 예측결과를 Fig. 8에 나타내었다. 기준조건에서 전도열전달이 없으면 유용도를 약 5% 향상시킬 수 있고, 젖음도가 1이 되면 유용도를 약 2% 향상시킬 수 있다. 반면 증발수는 유입온도가 23로 건공기 입구온도인 32보다 낮아 현열 냉각 효과가 있으므로, 증발수 유량의 영향이 없으면 유용도는 오히려 1% 정도 감소하게 된다.

위의 결과 유동길이 방향으로의 열전도 손실이 재생증발식 냉방기의 유용도 감소에 가장 큰 영향을 미치는 것을 알 수 있다. 전도열전달과 관련한 무차원수 N_c의 정의로부터, 냉방기를 소형화하기 위하여 유동방향 길이 L을 축소할수록 전도열손실의 영향이 더욱 커지게 될 것을 예측할 수 있다.

전도열손실을 감소시키기 위해서는 전도열전달 경로를 감소시키는 것이 필요하며, 본 연구의 재생증발식 냉방기에서는, table 4를 참고할 때, 블레이징 필렛, 열전달핀, 케이스 등의 단면적을 축소하는 것이 필요하다. 이러한 관점에서 브레이징 필렛을 최소화할 수 있도록 소재와 공정 개선이 필요하며, 열전달핀의 슬릿을 핀 하단부까지 연장하거나 루버핀 대신 오프셋핀(offset strip fin)을 적용하는 방법을 고려할 수 있다. 또한 케이스는 두께를 줄이거나 열전도 경로를 차단하기 위한 슬릿을 가공할 수 있다.

이러한 손실 인자들은 공급유량에 의해서 영향을 미치는 정도가 변하게 된다(Fig. 8 참조). 공급유량이 기준조건보다 작아지면 전도열손실이 유용도에 영향을 미치는 정도가 다른 손실요인에 비해 훨씬 커진다. 공급유량이 작으면 전도열손실 관련 무차원수 N_c값이 커져서 전도열전달의 영향이 증가하기 때문이다. 또한 공급유량이 작아지면 냉방기의 열전달량이 감소하게 되는데, 이는 젖음도의 영향이 감소함을 의미한다. 그러나 공기의 공급유량이 감소하면 증발수의 현열 냉각 효과는 상대적으로 증가하게 된다.