손길수
(Kilsoo Son)
1
김동우
(Dongwoo Kim)
1
최성경
(Sungkyung Choi)
1
김용찬
(Yongchan Kim)
2†
-
고려대학교 기계공학과 대학원
(Department of Mechanical Engineering, Graduate School Korea University, Seoul, 02841,
Republic of Korea)
-
고려대학교 기계공학부
(Department of Mechanical Engineering, Korea University, Seoul, 02841, Republic of
Korea)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
Key words
가스인젝션(Gas injection), 기액분리기(Flash Tank), 로터리 압축기(Rotary Compressor), 히트펌프(Heat Pump)
기호설명
COP：난방성능계수
Compression ratio：압축비
EEV：전자식팽창밸브
EER：냉방성능계수
FP：열교환기 핀 간격
FTVI：기액분리기 인젝션
F&T：핀과 튜브 형태의 열교환기
Frequency：압축기 회전수 [Hz]
h：엔탈피 [kJ/kg]
Injection：인젝션
Injecton ratio：인젝션 유량비 [kg/h]
P：압력 [kPa]
q：열량 [kW]
R：열교환기 열수
S：열교환기 단수
SCVI：내부 열교환기 인젝션
W：소요입력 [kW]
하첨자
a.i：입구
a.o：출구
comp.：압축기
cooling：냉방
cond.：응축기
evap.：증발기
fan：실내팬
heating：난방
Inter：중간
1. 서론
다양한 냉난방 공조장치 중에서 외기를 열원으로 하는 히트펌프는 성능 및 경제성이 우수하여 오늘날 가장 보편적으로 사용되고 있는 주거용 공조 시스템이다.
하지만 외기 온도가 과도하게 낮을 경우 난방부하는 증가하지만 압축비의 증가에 의한 시스템 질량유량의 감소와 압축과정에서의 비가역성의 증가로 인하여
난방용량 및 효율이 감소하는 문제점을 안고 있다. Sami과 Tuleg
(1)의 연구에 의하면 외기온도 5℃부터 난방효율이 저하되기 시작하여, -15℃에서는 약 40% 정도의 용량 저하가 나타나는 것으로 보고되고 있다. 또한,
용량가변형 압축기를 적용하는 경우 질량유량의 확보를 통하여 난방용량의 개선이 가능하지만, 회전수가 증가하면서 압축비가 과도하게 증가하고 압축기 토출온도가
큰 폭으로 증가하면서 압축기의 신뢰성이 저하되는 문제점을 안고 있다.
이러한 문제점을 개선하고자 다양한 대체기술이 활발히 연구되고 있으며, 특히 중간압력에서 냉매를 일부 분리하여 압축기에 분사하는 냉매 인젝션(injection)
기술이 가장 주목 받고 있다. 냉매 인젝션 방식은 압축기 토출온도를 감소시키고 질량유량을 증가시켜 히트펌프의 성능과 신뢰성 모두 개선이 가능한 방식이다.
인젝션되는 냉매의 상태에 따라 이상(two-phase), 액상(liquid), 기상(vapor) 방식으로 분류되며, 특히 기상방식이 시스템 구현이
가장 용이하고 성능 향상 효과와 경제성이 가장 뛰어난 방식으로 평가 받고 있다.
가스 인젝션 기술은 냉매를 분리하는 방법에 따라 두 가지 방식으로 재분류된다. 기존 히트펌프 시스템에 열교환기를 추가하여 냉매간 상호 열교환을 통해
인젝션하는 SCVI(sub-cooler vapor injection) 방식과 응축기 출구에서 나온 액상의 냉매를 기액분리기(flash tank)를
통과시켜 액상과 기상으로 상분리 후 압축기로 인젝션 하는 FTVI(flash tank vapor injection) 방식이 있다. SCVI 방식은
응축기 출구에서 바이패스 시킨 이상 냉매를 고온의 액상 냉매와 상호 열교환을 통해 기상 냉매로 상변화 후 인젝션하는 방식으로 과열(superheat)
상태의 기상 냉매 확보가 용이하여 신뢰성이 뛰어나지만 비용이 증가하는 단점이 있다. 반면에 FTVI 방식은 단순 압력용기 적용을 통해 경제성 측면에서
상대적으로 유리하며 상분리된 포화상태의 기상 냉매를 인젝션하므로 압축기 엔트로피 감소 효과가 뛰어나 SCVI 대비 히트펌프 성능 향상 효과가 우수한
것으로 평가받고 있다. 하지만 인젝션 유량제어 방안에 대한 명확한 해결책이 필요한 방식이다.
가스 인젝션 기술의 최근 연구동향을 살펴보면, Wang et al.
(2)은 스크롤 압축기(scroll compressor)를 이용한 냉난방 시스템에서 46.1℃ 외기 조건에서 최대 15% 냉방용량 증가와 2% EER(energy
efficiency ratio) 향상을 나타내고 있다. 난방의 경우 외기 온도 조건에 따라 난방용량이 13%~33% 향상되었고, 외기 -17.8℃
조건에서는 COP(coefficient of performance)가 최대 23% 향상되었다. Roh et al.
(3)은 SCVI 히트펌프의 응축기 출구에 EEV (electronic expansion valve) 1개를 추가로 부착한 후 중간압력 변화에 따른 사이클
특성 변화를 고찰하였다. Baek et al.
(4)은 CO
2 히트펌프에 SCVI를 적용할 경우 외기온도 –15℃에서 난방용량은 18.3%, COP는 9.9% 향상된 결과를 보고하였다. Heo et al.
(5)은 외기온도 -15℃ 혹한 조건에서 로터리(rotary compressor) 압축기와 기액분리기를 적용한 인젝션 히트펌프의 COP와 난방용량이 각각
10%와 25% 향상된 결과를 보고하였다. 또한 Heo et al.
(6)은 SCVI 히트펌프에 EEV를 1개 추가하여 DESC(double expansion sub-cooler) 방식을 구현하고 난방용량과 COP 관점에서
최대값을 보이는 최적 인젝션비가 0.1~0.3사이에서 형성되고 있음을 실험적으로 평가하였다. Heo et al.
(7)은 기액분리기와 sub-cooler을 결합 한 FTSC(flash tank and sub-cooler) 인젝션 히트펌프를 구현하고, DESC, FTVI,
SCVI 히트펌프와 성능을 비교하였다. Heo et al.
(8)은 비인젝션 사이클 대비 기액분리기를 적용한 인젝션 사이클의 냉매량 변화에 따른 난방용량을 비교한 결과, 외기 온도 7℃ 조건에서 2~10% 향상된
결과를 보고하였다. Hwang et al.
(9)은 기액분리기의 가시화를 통하여 시스템 안정화를 위한 기액분리기 최적 액면 높이가 40~60% 사이에 존재함을 보고하였다. Xing et al.
(10)은 액인젝션과 가스 인젝션에 관한 종합 리뷰 논문을 발표하였다. Baolong et al.
(11)은 가스 인젝션 히트펌프의 증발기 특성과 열역학적 분석을 통해 냉/난방성능 향상을 위한 사이클 최적화와 스크롤 압축기 최적 설계에 관한 연구를 진행하였다.
Ko et al.
(12)은 FTVI와 SCVI 두 가지 히트펌프에 관한 난방성능 비교 평가를 수행하였으며, FTVI의 난방용량이 SCVI 대비 8~10% 향상된 결과를 보고하였다.
Jeong et al.
(13)은 로터리 압축기가 적용된 FTVI 히프펌프를 구현하고 주파수 변화에 따른 냉방성능을 평가하였다. Jeong et al.
(14)은 로터리 압축기와 기액분리기가 조합된 가스 인젝션 사이클과 sub-cooler 방식의 가스 인젝션 사이클의 난방성능을 실험적으로 상호 비교하였다.
기존 연구에서는 회전수 가변형 압축기를 적용한 후 SCVI 인젝션 성능 특성을 연구하거나 SCVI와 FTVI 두 가지 유형의 가스 인젝션 성능을 비교
평가하는 연구가 주로 이루어져왔다. 현재 가정용에 해당되는 소용량 히트펌프에 인젝션 기술을 접목한 방식에 대한 연구는 상대적으로 미흡한 실정이다.
따라서 본 연구에서는 소용량 히트펌프의 냉난방 성능 변화를 고찰하기 위해 FTVI 시스템에 로터리 압축기를 적용하여 기존 히트펌프 대비 사이클 특성
변화를 실험적으로 비교 평가하는 연구를 수행하였다.
2. 실험장치 및 결과처리
2.1 실험장치
기액분리기를 적용한 FTVI 히트펌프의 성능 평가를 위하여 1 RT급의 공기 대 공기 히트펌프를 제작하였고, 항온항습 챔버에서 실험을 진행하였다.
Fig. 1은 본 연구에서 사용한 실험장치의 개략도이며, 냉매는 주거용 공조장치에 일반적으로 사용되는 R-410A를 적용하였다.
Table 1은 실험장치를 구성하는 주요 부품에 대한 제원을 나타내고 있다. 압축기는 시스템의 용량 조절을 위하여 BLDC 모터가 적용된 회전수 가변형 로터리
압축기를 사용하였다. 또한 실내외 열교환기는 평활관 형태의 핀튜브 방식을 적용하였고, 사이클 제어를 위하여 총 5개의 전자식 팽창장치(EEV)를 적용하였다.
기액분리기 입구에 위치하는 첫 번째 EEV는 중간압력을 조절하며, 기액분리기 출구에 위치하는 두 번째 EEV는 저압 조절과 증발기로 유입되는 유량을
조절하는 기능을 한다. 인젝센과 비인젝션 운전모드 전환을 위해 인젝션 라인에 세 번째 EEV를 추가로 부착하였고, EEV 개도량 조절을 통하여 인젝션
유량을 조절하는 역할도 수행한다. 시스템의 냉매 흐름을 살펴보면, 응축기 출구에서 나온 액상의 냉매는 첫 번째 EEV를 통과한 후 이상 상태로 기액분리기로
유입되며 상분리가 이루어진 후 포화상태의 액냉매는 두 번째 EEV를 통과한 후 증발기로 유입되며 기액분리기에서 분리된 포화 기체 상태의 냉매는 세
번째 EEV를 통과한 후 압축기 인젝션 포트(port)로 유입된다. 중간압력으로 유입된 인젝션 냉매는 증발기를 거쳐 저압상태로 들어온 기상 상태 냉매와
실린더 내부에서 합쳐진 후 압축기 출구 포트를 통해 고온, 고압의 기상 상태로 토출된다. 이러한 과정을 통해 시스템 총 냉매유량이 증가하게 되고,
압축과정에서의 비가역성이 감소하여 시스템 효율이 향상된다.
Fig. 1. Schematic of the FTVI experimental setup.
Table 1. Specifications of main components
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Component
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Specifications
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Compressor
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Type
Frequency
Capacity
|
Inverter-driven rotary
12~120 Hz
3.5 kW
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EEV
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Range
Orifice diameter
|
80~500 step
0.0014 mm
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Evaporator
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Type
Spec
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fin and tube, Louver fin, 1~2 paths,
Φ7, 2R×14S, 705 mm, FP1.3
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Condenser
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Type
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fin and tube, Louver fin, 4~2 paths
|
|
Spec
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Φ7, 2R×24S, 850 mm, FP1.5
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Flash tank
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Volume
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0.0003 m3
|
|
Refrigerant
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Type
|
R410A
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Table 2는 실험에 사용된 주요 계측장치의 제원을 나타내고 있다. 시스템 각 지점에 열전대와 압력센서를 부착하여 측정된 온도와 압력 데이터는 데이터 수집장치를
통하여 저장하였으며, 2개의 질량유량계를 사용하여 측정된 시스템 응축유량과 증발유량을 이용하여 인젝션 유량을 계산하였다.
Table 2. Specifications of measuring equipment
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Parameter
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Accuracy
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Full scale
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Power meter
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±0.01%
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20 kW
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Themocouple
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±0.2℃
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-200 to 200℃
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Pressure transducer
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±0.13%
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0 to 5,000 kPa
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Mass flow meter
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±0.1%
|
0 to 150 kg/h
|
본 연구에서는 압축기 주파수와 외기온도를 변화시키면서 기존 히트펌프와 FTVI 히트펌프의 성능 및 사이클 특성을 측정하였다.
Table 3은 본 연구에서 적용한 실험 조건을 나타내고 있다. 난방 실외 측 온도는 7~-10℃까지 변화시켰으며, 냉방 실외 측 온도는 35℃로 고정하였다.
냉난방 실내측 온도는 KS C 9306에서 지정한 냉난방 표준 온도를 적용하였고, 압축기 운전 주파수는 20~90 Hz로 변하시키면서 실험을 수행하였다.
첫 번째와 두 번째 EEV의 개도량은 증발기 입출구 과열도가 0~2℃가 되도록 조절하였다.
Table 3. Test conditions
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Parameter
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Heating
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Cooling
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Outdoor temp.(db/wb)
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7/6, -7/-, -10/-℃
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35/24℃
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Indoor temp.(db/wb)
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20/15℃
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27/19℃
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Comp. frequency
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30~90 Hz
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30~80 Hz
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1st & 2nd EEV
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Superheat 0~2℃
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Superheat 0~2℃
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|
3rd EEV
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0 or 500
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0 or 500
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2.2 실험결과 처리
가스 인젝션 히트펌프의 성능 특성을 고찰하기 위해 성능계수와 소요동력 그리고 냉난방 용량을 계산하였다. 사이클 안정 구간 진입 후 30분 경과 시점부터
적산한 실내기 입출구 건구 및 습구 온도를 기준으로 입출구 엔탈피 차이를 계산하였으며, 노즐 차압 측정을 통해 공기측 풍량을 산출하고 시스템 용량을
계산하였다. 또한 난방 외기 건습구 7/6℃ 조건에서는 압축기 회전수 변화에 따른 증발압력이 최소 760 kPa 이상 형성되어 착상이 발생하지 않았으며,
난방 외기온도 -7℃와 -10℃에서는 무가습 조건으로 역시 착상이 발생하지 않았다.
식(1)과
식(2)를 이용하여 각각 난방용량 및 냉방용량을 계산하였다.
시스템 전체 소요동력은 실내기와 실외기 팬 소요동력과 압축기 소요동력을 합산하여
식(3)과 같이 계산하였다.
히트펌프 효율은 용량과 총 소요동력의 비로 나타내었으며,
식(4)와
식(5)를 사용하여 각각 난방 성능계수 및 냉방 성능계수를 계산하였다.
인젝션 유량비는 총 유량에 해당되는 응축기 출구 냉매유량에 대한 인젝션 유량의 비로 나타내었다.
중간압력비(Pinter)는 고저압 차이에 대한 중간압력과 저압간 차이의 비로 나타내었다.
3. 실험결과 및 고찰
3.1 압축기 주파수별 냉/난방 성능 특성
Fig. 2와
Fig. 3은 비인젝션 히트펌프와 인젝션 히트펌프의 난방 및 냉방 성능을 압축기 운전 주파수 변화에 따라 나타내고 있다. 난방실험은 -10℃ 외기 온도에서 압축기
주파수를 30~90 Hz까지 변화시키면서 수행하였다. 인젝션 히트펌프의 난방용량을 비인젝션 히트펌프와 비교하였을 때 주파수가 증가할수록 성능향상 정도는
증가하는 경향을 나타냈으며, 90 Hz 기준으로 난방용량이 약 15% 향상 되었다. 난방 COP는 인젝션 히트펌프가 비인젝션과 비교하여 최대 2.8%
향상 되었는데, 이는 동일 주파수를 기준으로 총 냉매유량이 증가하여 압축기의 소요동력도 동시에 증가하였기 때문이다. 냉방성능은 35℃ 외기 온도에서
평가하였으며, 90 Hz 운전조건에서 인젝션 히트펌프의 냉방용량이 비인젝션 히트펌프와 비교하여 최대 11% 향상된 결과를 나타냈다. 동일 주파수 기준으로
유량증가에 따른 압축기 소요동력의 증가로 인하여 인젝션 히트펌프의 EER은 비인젝션 히트펌프와 동등한 수준을 나타냈다.
Fig. 2. Variations of qheatingand COP with frequency.
Fig. 3. Variations of qcoolingand EER with frequency.
Fig. 4는 압축기 운전 주파수 변화에 따른 인젝션 히트펌프와 비인젝션 히트펌프의 응축유량 및 엔탈피 차이를 비교한 것이다. 압축기 주파수가 증가할수록 난방용량을
결정하는 응축유량과 응축구간에서 엔탈피차이는 증가하는 경향을 보이고 있다. 동일한 주파수를 기준으로 엔탈피 차이를 비교해 보면 인젝션 히트펌프가 비인젝션보다
-1~4% 향상된 결과를 보인 반면, 응축유량은 비인젝과 비교하여 7~18% 향상된 결과를 보였다. 이러한 결과는 인젝션 히트펌프의 난방용량 향상
수준과 유사한 결과이며, 결국 인젝션으로 인한 응축유량 증가가 인젝션 히트펌프의 난방용량 증가의 주요 원임임을 알 수 있다.
Fig. 4. Variations of mcond. and △hcond.with frequency.
Fig. 5는 압축기 운전 주파수 변화에 따른 인젝션 히트펌프와 비인젝션 히트펌프의 증발유량 및 증발구간 엔탈피 차이를 비교한 것이다. 압축기 주파수가 증가할
때 증발유량은 큰 폭으로 증가하는 반면 증발구간 엔탈피 차이는 일정한 경향을 보이는데, 이는 동일 과열도 조건에서는 증발기 입구의 엔탈피는 큰 변화가
없기 때문이다. 반면에 난방에서는 압축기 회전수 증가로 인해 토출온도가 상승하면서 응축구간 엔탈피 차이가 크게 발생한다. 동일 주파수 기준 히트펌프
차이를 비교하면, 인젝션 히트펌프의 증발유량은 0.6%~4.7% 향상된 결과를 보이지만 증발구간 엔탈피 차이는 모든 주파수 구간에서 약 15% 향상
된 결과를 보여 냉방 조건에서 인젝션 히트펌프의 냉방 용량 증가가 엔탈피 차이에 의해 발생한 것임을 알 수 있다. 이러한 결과는 난방과는 정반대의
결과이며, 기액분리기를 통과한 후 상분리된 액냉매의 건도가 포화상태까지 큰 폭으로 감소할 수 있기 때문이다. 90 Hz 기준 증발기 입구의 건도를
비교하였을 때, 비인젝션 히트펌프에서는 0.18을 나타냈지만, 인젝션 히트펌프에서는 0.098로 건도가 큰 폭으로 감소하였다.
Fig. 5. Variations of mevap.and △hevap.with frequency.
Fig. 6과
Fig. 7은 냉/난방 운전조건에서 압축기 회전수 90 Hz 기준 인젝션과 비인젝션 히트펌프 사이클 변화를 P-h 선도에 나타내고 있다. 난방은 외기온도 -10℃,
냉방은 35℃ 조건에서 측정된 결과이다. 인젝션 히트펌프의 경우 응축 유량의 증가로 인해 고압이 상승하고 중간압력에서 냉매 일부가 분리되면서 증발압력은
감소하게 되면서 비인젝션 히트펌프와 비교하여 압축비가 증가하게 된다. 사이클 특성 중 가장 큰 차이를 보이는 부분은 증발기 입구 건도의 차이에 의한
증발구간의 변화이다. 한편 동일한 주파수를 기준으로 압축기 출구에서 엔트로피를 비교한 결과 비인젝션은 1.156 kJ/kg·k, 인젝션 히트펌프는
1.148 kJ/kg·k를 나타내어 인젝션 효과에 의한 엔트로피 감소효과는 크지 않았다. 이와 같이 인젝션을 통한 냉각(intercooling) 효과가
제대로 발생되지 않은 이유는 본 연구에 사용된 로터리 압축기의 인젝션 홀 위치가 저압 포트(suction port) 가까이 위치하고 있어 질량유량
증가를 통한 성능 향상에 목적을 가지고 제작되었기 때문이다.
Fig. 6. Variations of the heating cycles with operation mode.
Fig. 7. Variations of the cooling cycles with operation mode.
3.2 난방 외기 온도별 성능 특성
난방성능은 외기온도 –10/-℃, -7/-℃, 7/6℃ 세 가지 조건에서 측정하였으며, 압축기의 회전수는 90 Hz로 고정하였다.
Fig. 8은 외기온도와 압축비의 변화에 따른 난방성능의 변화를 나타내고 있다. 난방운전에서 외기온도가 감소할수록 증발압력이 감소하여 압축비가 증가하게 되고
히트펌프의 난방 용량이 감소하게 된다. 인젝션 히트펌프는 비인젝션 히트펌프와 비교하여 압축비 4.2에서 난방 용량은 0.9%, COP는 0.7% 향상된
반면 압축비가 5.41로 증가한 조건에서는 난방용량은 11.3%, COP는 1.2% 향상되었다. 압축비가 5.75로 상승한 외기온도 -10℃에서는
난방용량이 15.2%, COP가 2.9% 향상된 결과를 나타내고 있다.
Fig. 8. Variations of heating performance and entropywith compression ratio.
따라서 가혹운전 조건에서는 인젝션 히트펌프의 적용을 통하여 기존 히트펌프의 냉난방 성능의 감소 문제를 해결 할 수 있다. 이러한 압축비가 큰 조건에서
인젝션 히트펌프의 난방능력 향상 효과가 커지는 이유는 압축비가 증가할 때 비인젝션 히트펌프의 압축과정에서 비가역성이 커지게 되어 결국 압축 손실이
증가하는 조건이기 때문이다. 외기온도 7℃ 조건에서 1.115 kJ/kg·k를 보였던 엔트로피는 -10℃에서는 1.156 kJ/kg·k로 증가한 결과를
나타냈다. 동일한 주파수를 기준으로 COP를 비교하였을 때, 인젝션 히트펌프의 성능향상 효과는 크지 않으나, 동일한 용량을 기준으로 COP 향상 효과는
크게 나타날 것으로 판단된다.
Fig. 9는 외기온도와 압축비 변화에 따른 응축구간에서의 질량 유량과 엔탈피 차이 변화를 나타내고 있다. 압축비가 증가할수록 인젝션 히트펌프의 냉매 유량과
응축구간 엔탈피 차이가 비인젝션 대비 모두 증가한 경향을 나타내고 있다. 압축비가 커질수록 중간압력과 압축기 인젝션 포트간 압력차가 커지면서 인젝션
유량이 증가로 인해 총 냉매 유량이 증가하기 때문이다. 또한, 외기온도가 감소할수록 응축압력이 감소하여 응축기 입출구 엔탈피 차이 역시 증가하게 된다.
Fig. 9. Variations of mcond.and hcond.with compression ratio.
Fig. 10은 외기온도 변화에 따른 인젝션 히트펌프의 난방 사이클 변화를 나타내고 있다. 외기온도가 감소할수록 응축압력의 감소보다 증발압력의 감소폭이 더 커지면서
압축비가 커지는 결과를 보여주고 있다. 또한, 증발압력의 감소로 인해 비체적이 증가하여 압축기 입구의 냉매 유량은 감소하게 된다.
Fig. 10. Variation of the injection cycle with outdoor temperature.
3.3 중간압축비에 따른 인젝션 열펌트 특성
Fig. 11은 중간압축비(P
inter) 변화에 따른 인젝션 유량비를 나타내고 있다. 중간압축비의 증가에 따라 인젝션 유량비가 증하함을 알 수 있으며, 이는 약간의 비선형성은 존재하지만
중간압축비의 조절을 통하여 인젝션 유량비를 제어할 수 있는 가능성을 제시하고 있다. 인젝션 유량은 인젝션 히트펌프 사이클 특성을 변화시키는 중요한
인자이며 운전조건에 따라 최적 인젝션 유량비 제어가 요구되기 때문이다.
Fig. 11. Variation of injection ratio with Pinter.
Fig. 12는 중간 압축비와 외기온도 변화에 따른 난방용량 변화를 나타내고 있다. 유럽규격 EN 14825 기준에 따라 외기온도에 의해 정해진 부분 부하율(part-load
ratio)을 만족할 수 있도록 압축기 회전수를 선정하였다. 각 외기온도별 부분부하율은 -10℃에서 100%가 되도록 기준을 정하고 -7℃는 88%,
7℃는 35%를 보이게 된다. 인젝션 유량비를 결정하는 중간 압축비에 따라 난방용량은 크게 변하게 되며 난방 용량이 최대가 되는 지점을 최적 중간압축비로
정의할 때 주파수가 낮을수록 난방 최적 중간압축비는 선형적으로 증가하는 경향을 보였다. 최적 중간 압축비는 75 Hz에서 0.2, 50 Hz에서 0.24,
20 Hz에서 0.29를 나타냈다. 이러한 경향은 압축기 주파수가 낮아 순환하는 냉매 유량이 작은 운전조건 에서는 중간 압축비를 증가 시켜 인젝션
유량비를 증가 시키는 것이 난방용량 측면에서 유리함을 의미한다.
Fig. 12. Variation of qheatingwith Pinter.
Fig. 13은 중간압축비와 외기 온도 변화에 따른 냉방용량 변화를 보여주고 있다. 냉방의 경우도 외기 온도에 따라 정의된 부분부하율을 만족할 수 있는 주파수를
선정하였다. 각 외기온도별 부분부하율은 35℃를 100%가 되도록 기준을 정할 경우 30℃는 74%, 25℃는 47%를 나타낸다. 냉방 용량이 최대가
되는 지점 을 냉방 최적 중간압축비로 정의할 때 운전 주파수가 증가할수록 최적 중간압축비 역시 증가하는 경향을 보였는데, 최적 중간압축비는 35 Hz에서는
0.2, 20 Hz에서는 0.15, 15 Hz에서는 0.14를 보여 난방과는 상반된 결과를 보였다. 이러한 결과는 외기온도가 높아 냉방부하가 큰 운전
조건에서는 중간압력을 높여 질량유량을 증가시키는 것이 냉방용량을 향상시키기 위한 효과적인 방법임을 의미한다.
Fig. 13. Variation of qcoolingwith Pinter.
4. 결 론
본 연구에서는 기존 히트펌프와 FTVI 인젝션 히트펌프에 대하여 냉난방 용량과 성능계수 그리고 유량 특성을 측정하고, 인젝션 히트펌프의 성능 향상
정도를 비교 고찰하였다.
(1) 외기 온도 -10℃, 압축기 회전수 90 Hz에서 인젝션 히트펌프는 비인젝션과 비교하여 난방용량은 15%, COP는 2.8% 향상되었고, 외기온도
35℃일 때 비인젝션 대비 냉방용량은 11% 향상되었고, EER은 동등하게 나타났다.
(2) 외기 온도가 감소하여 압축비가 커지는 조건에서 인젝션 히트펌프는 비인젝션 히프펌프와 비교하여 난방용량이 선형적으로 증가하는 경향을 보였다.
압축비가 4.2일 때 인젝션 히트펌프의 난방용량은 0.9%, COP는 0.7% 향상되었지만, 압축비가 5.75에서 난방용량은 15%, COP 2.8%
향상된 결과를 보여 압축비가 큰 가혹조건에서 히트펌프의 성능 하락을 개선할 수 있는 가능성을 제시하였다.
(3) FTVI 인젝션 히트펌프는 기액분리기 입구측 EEV 개도량 조절을 통해 중간압력을 제어하는 방식으로 인젝션 유량을 결정할 수 있다. 난방의
경우 외기온도 -10℃에서 최적 중간압축비는 0.2를 나타냈으나 주파수가 낮은 외기온도 35℃에서는 0.28을 나타내어 주파수가 감소할수록 최적 중간압축비가
증가하는 경향을 보였다. 반면에 냉방 모드에서는 주파수 높은 외기온도 35℃에서 최적 중간압축비가 0.21를 나타냈고, 주파수가 낮은 외기온도 25℃에서는
0.14로 나타내어 주파수가 증가할수록 최적 중간압축비가 증가한 결과를 보였다.
후 기
본 연구는 2015년도 삼성전자의 지원을 받아 수행 하였습니다.
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