고지운
(Ji Woon Ko)
1
전동순
(Doong Soon Jeon)
1†
-
한국생산기술연구원
(Korea Institute of Industrial Technology, Cheonan-si, 31056, Republic of Korea)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
Key words
극저온열교환기(Cryogenic heat exchanger), 열전달(Heat transfer), 액체질소(Liquid nitrogen), 압력강하(Pressure drop)
기호설명
A：열전달 면적 [m2]
cp：비열 [kJ/kg․K]
Dh：수력직경 [m]
dP：압력 강하량 [kPa]
f：마찰계수 [-]
H：높이 [m]
L：길이 [m]
N：개수 [-]
\dot{m}
：질량유량 [g/s]
P：유로 [-]
Q：열전달량 [kW]
rHEX：열교환기 반경 [m]
T：온도 [K]
U：총합열전달계수 [kW/m2·K]
V：속도 [m/s]
W：너비 [m]
LMTD：대수평균온도차 [-]
하첨자
LN2：액체질소
ch：입구
in：입구
out：출구
surface：표면
1. 서론
세계적으로 산업이 발전하고 대도시 개발계획 증가와 더불어 삶의 질이 향상될수록 전기 사용량이 지속적으로 증가하고 있다. 또한 전력수급의 안정을 위하여
전력산업 분야에서 송․배전 선로의 송전용량을 증가시키기 위한 송전계통 증설이 진행되고 있다. 하지만 이미 형성된 산업단지 및 대도시 같은 경우 기존
전력케이블(구리도체)의 증설은 환경적인 제약이 따르고 있다.
(1) 또한 기존 전력케이블을 이용한 대용량의 전력수급방식은 송전손실을 줄이기 위하여 송전 전압을 상승시켜 전력을 수급하지만 이 때 발생하는 송전손실을
막을 수 없기 때문에 경제적 손실이 발생한다. 이러한 문제를 해결하기 위하여 초전도 현상을 응용하여 개발된 고온 초전도 케이블에 대한 관심이 증가하고
있으며, 77K에서 초전도 현상을 보이는 고온 초전도 케이블을 이용할 경우 저 전압으로 대용량의 전력을 안정적으로 수급하고 송전손실을 막을 수 있는
장점이 있다. 하지만 초전도 현상을 유지하기 위해서는 77K 보다 낮은 온도에서 구동되는 스터링 극저온 냉동기 및 스터링 극저온 냉동기와 열교환하는
극저온 열교환기가 필요하다.
스터링 극저온 냉동기는 브레이튼 사이클을 역으로 작동시킨 것으로 작동유체는 대부분 헬륨가스를 이용하며, 스터링 극저온 냉동기와 열교환하는 열교환기의
작동유체는 액체질소를 사용한다. 액체질소 냉각용 극저온 열교환기는 액체질소를 냉각 순환시켜 초전도 현상을 유지시키는 중요한 역할을 하는 요소 중 하나이다.
또한 스터링 극저온 냉동기마다 콜드헤드의 모양이 다르고 열교환을 할 수 있는 면적은 제한적이기 때문에 액체질소 냉각용 극저온 열교환기의 형상 및 설계인자에
따라 성능이 크게 좌우된다.
액체질소를 냉각할 수 있는 방법은 크게 재응축(re liquefier) 및 과냉각(forced flow) 방식으로 구분된다. 재응축 방식은 저온의
액체를 순환시켜 냉각하는 방식으로 비등을 동반한 열전달이 이루어지므로 단위면적당 열전달이 매우 크지만 액체의 저장 및 이송에 따른 열손실이 크고 소형화에
적합하지 않은 단점이 있다. 반면 과냉각 방식은 부하에 따른 시스템의 안정성은 떨어지지만 재응축 방식에 비하여 시스템의 부피를 소형화 할 수 있고
액체를 직접 냉각하여 이용하기 때문에 열교환기의 구조가 간단하고 대용량의 냉각열량을 필요한 시스템에 적합한 장점이 있다.
(3,6)
액체질소 냉각용 극저온 열교환기와 관련된 연구를 살펴보면 Chang et al.
(2)은 액체질소를 냉각시키기 위한 열교환기 구조 중 직교류 열교환기에 관한 특성 연구를 수행하였으며, Jeon et al.
(3)은 과냉각 방식에 액체질소 냉각용 극저온 열교환기에 대하여 액체질소 유량에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 연구하여 1 kW급 액체질소 냉각용 극저온
열교환기의 형상을 제안하였다. 그리고 Mun et al.
(4)은 액체질소 냉각용 극저온 열교환기의 설계인자에 따른 열전달 및 압력강하에 미치는 영향에 대한 분석을 통해 주요 인자를 선정하고 이에 대한 최적화
연구를 수행하였다. 이와 같이 액체질소 냉각용 극저온 열교환기의 관한 연구도 진행되고 있지만 고온 초전도 케이블 냉각에 필요한 연구의 대부분은 초전도체와
스터링 극저온 냉동기에 대한 연구가 대부분이다.
(5,(6)
따라서 본 논문에서는 스터링 극저온 냉동기와 열교환하여 고온 초전도 케이블을 냉각시키는 액체질소 냉각용 극저온 열교환기의 설계인자 및 해석조건에 따른
열전달 및 압력강하 특성을 CFD 해석기법을 이용하여 예측하고 결과를 분석하여 최적설계에 이용하고자 한다.
2. 극저온 열교환기
본 연구에서 액체질소를 냉각하기 위한 방법으로 과냉각 방식을 적용하였으며, 극저온 열교환기의 목표 열전달량은 1 kW 이상이고 압력강하량은 40 kPa
이하로 선정하였다. 극저온 열교환기의 형상 및 성능은 스터링 극저온 냉동기 헤더 크기와 직접적으로 관계가 있으며, 해석에 사용된 스터링 극저온 냉동기의
냉각부 헤더는 원통형의 구조로 반경 및 높이는 각각 0.130 m 및 0.048 m이다.
Fig. 1에 스터링 극저온 냉동기 헤더와 열교환하는 극저온 열교환기 형상 중 채널의 너비 및 높이는 각각 0.015 m 및 0.0055 m, 채널의 개수가
8개인 형상을 나타내었다. 냉각부 헤더는 작동유체인 헬륨에 의해 냉각되고 극저온 열교환기는 냉각부 헤더를 감싸고 있는 구조이다. 초전도 케이블의 냉각을
마친 액체질소가 극저온 열교환기 입구로 유입되고 유입된 액체질소는 냉각된 냉각부 헤더표면과 전도열전달을 통하여 액체질소를 냉각하게 된다. 극저온 열교환기의
재질은 전도 및 열저항을 고려하여 무산소동을 채택하였으며 해석에 적용한 극저온 열교환기의 설계인자는 채널의 너비, 높이 및 개수와 유로의 구성을 다르게
하여 총 15가지 형상에 대하여 해석을 수행하였다.
Fig. 1. Cryogenic heat exchanger for liquid nitrogen cooling.
3. 설계·해석인자 및 결과 분석
3.1 설계·해석인자
3.1.1 설계인자 선정
극저온 열교환기의 설계인자에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기 위한 조건은 1~3차 해석으로 구분하였다. 1차 해석에서 설계인자는 채널 너비
및 개수와 유로의 구성이고,
Table 1에 1차 해석에 이용한 설계인자 및 해석조건을 나타내었다. 1차 해석은 해석인자인 액체질소의 유량, 입구온도 및 냉각부 헤더 표면온도가 일정한 상태에서
설계인자로 선정된 채널의 너비 및 개수에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기 위하여 수행하였다. 이때 채널의 너비는 0.0050~0.015 m이고,
채널의 개수를 4~8로 선정하였다.
Table 1. Parameters and Computational conditions(primary analysis)
|
Parameters
|
Computational conditions
|
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
|
0.0050~0.015
|
0.0055~0.0130
|
4~8
|
4~8
|
0.152
|
77
|
82
|
85
|
2차 해석은 채널의 너비, 개수 및 해석인자가 동일한 상태에서 채널유로의 구성 및 극저온 열교환기의 반경변화에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기
위하여 수행되었다.
Table 2에 2차 해석의 설계인자 및 해석 조건을 나타내었으며, 선정된 설계인자인 채널유로 및 극저온 열교환기의 반경은 각각 1~4 및 0.152~0.192
m이다.
Table 2. Parameters and Computational conditions(secondary analysis)
|
Parameters
|
Computational conditions
|
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
|
0.0150
|
0.0055
|
8
|
1~4
|
0.152~0.192
|
77
|
82
|
85
|
3차 해석에서 선정된 해석인자는 채널의 너비 및 유로의 구성이다. 1차 해석에서 선정된 설계인자인 채널의 너비를 포함하지만 범위를 다르게 하여 해석을
수행하였으며, 이때 채널의 너비 및 유로의 구성은 각각 0.0050~0.0100 m 및 1~4이다.
Table 3은 3차 해석에 이용한 극저온 열교환기의 설계인자 및 해석조건이며, 동일한 해석조건에서 채널의 너비 및 유로의 구성에 따른 열전달 및 압력강하 특성을
알아보기 위하여 설계인자의 범위를 선정하였다.
Table 3. Parameters and Computational conditions(tertiary analysis)
|
Parameters
|
Computational conditions
|
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
|
0.0050~0.0100
|
0.0055
|
8
|
1~4
|
0.152
|
77
|
82
|
85
|
3.1.2 해석인자 선정
해석인자에 따른 해석은 4차 해석으로 구분하였다.
Table 4에 해석인자에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기 위한 설계인자 및 해석조건을 나타내었으며, 주요 해석조건으로 냉각부 표면온도 및 액체질소의
입구온도를 선정하였다. 극저온 열교환기가 동일한 형상에서 해석조건에 따라 열전달에 미치는 영향을 알아보기 위하여 해석조건을 수립하였다. 해석인자인
냉각부 표면온도 및 액체질소 입구온도의 범위는 각각 74~78K 및 82~86K이며, 각각 5수준으로 총 25회의 해석을 수행하였다.
Table 4. Parameters and Computational conditions(quaternary analysis)
|
Parameters
|
Computational conditions
|
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
|
00.0100
|
0.0055
|
8
|
1
|
0.152
|
74 ~ 78
|
82 ~ 86
|
85
|
3.2 해석결과 분석
극저온 열교환기 해석에는 상용 프로그램인 컴솔(comsol ver. 5.2a)을 사용하였다. Mesh의 형상은 자유사면체(free tetrahedral)이며,
Mesh 테스트는 액체질소의 열전달 및 압력강하량을 기준으로 진행하였다. Mesh 수는 Mesh 테스트 결과를 바탕으로 약 7만 개 범위에서 해석을
수행하였다. 해석결과 분석에는 실험계획법(DOE : design of experiment)을 사용하였으며, 주효과도(main effects plot)
분석을 통하여 설계 및 해석인자가 열전달량 및 압력강하량에 미치는 영향을 분석하였다. 그리고 설계 및 해석인자에 따른 극저온 열교환기 해석결과를 토대로
열전달량 및 압력강하량을 계산할 수 있다. 열전달량은 액체질소의 유량과 액체질소 입․출구 온도차를 이용하여 계산하였으며, 대수평균온도차의 함수로
식(1)과 같이 표현할 수 있다. 그리고 압력강하량을 계산하기위한 관계식을
식(2)에 나타내었다.
4. 해석결과 및 고찰
4.1 1차 해석
Table 5는 1차 해석에 이용한 설계인자에 따른 열전달 및 압력강하량을 나타낸 표이다. 1차 해석은 설계인자 중 채널의 너비 및 개수에 따른 열전달 및 압력강하
특성을 알아보기 위하여 수행되었다. 해석결과에 따르면 열전달량은 최대 0.318 kW이고 압력강하량은 최저 1.17 kPa 수준인 것으로 나타났다.
Fig. 2는 1차 해석에서 선정된 설계인자가 열전달량 및 압력강하량에 미치는 효과를 나타내는 주효과도이다. 열전달량은 채널의 개수에서 주효과도가 큰 것으로
나타났으며 압력강하량은 채널의 너비에 가장 큰영향을 받는다. 분석결과에 따라 채널의 개수가 많을수록 열전달량을 증가시킬 수 있지만 채널을 증가시킬
경우 제한된 냉각부 헤더에서는 채널의 높이가 줄어들어 압력강하량이 증가되는 결과를 보일 것으로 사료된다. 그리고 압력강하량은 채널의 너비가 넓을수록
수력직경이 커지므로 압력강하량이 줄어들 것으로 판단된다.
Table 5. Design factors and responses(primary analysis)
|
|
Factors
|
Responses
|
|
No.
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
QLN2 [kW]
|
dP [kPa]
|
|
1-1
|
0.0050
|
0.0130
|
4
|
4
|
0.152
|
77
|
82
|
85
|
0.236
|
1.56
|
|
2-1
|
0.0050
|
0.0055
|
8
|
8
|
0.318
|
1.83
|
|
3-1
|
0.0100
|
0.0080
|
6
|
6
|
0.230
|
1.25
|
|
4-1
|
0.0150
|
0.0130
|
4
|
4
|
0.215
|
1.17
|
|
5-1
|
0.0150
|
0.0055
|
8
|
8
|
0.285
|
1.18
|
Fig. 2. Main effects plot(primary analysis).
4.2 2차 해석
Table 6은 2차 해석에 이용한 설계인자에 따른 반응값인 열전달량 및 압력강하량을 나타낸 표이다. 2차 해석에서는 채널유로의 구성 및 극저온 열교환기의 반경에
따른 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기 위하여 해석을 수행하였다. 해석결과에 따르면 열전달량은 최대 0.537 kW이고 압력강하량은 최저 1.46
kPa 수준인 것으로 나타났다.
Fig. 3은 2차 해석에서 선정된 설계인자가 열전달 및 압력강하에 미치는 효과를 나타내는 주효과도이다. 열전달량 및 압력강하량 모두 열교환기 반경 보다는 채널유로의
구성에 더욱 큰 영향을 받는 것으로 나타났다. 분석결과에 따르면 극저온 열교환기의 반경이 커질수록 열저항을 증가시키기 때문에 열전달에 영향을 주지만
내부형상과는 관련이 없기 때문에 압력강하에는 영향을 미치지 못하는 것으로 판단된다.
Fig. 4는 2차 해석 중 2-1 및 2-2의 관내측에 액체질소 속도분포도를 나타낸 그림이다. 채널의 유로구성 따른 열전달량은 채널의 유로구성이 작아질수록
열전달량이 증가하였으며, 이는 동일한 유량에서 유로의 구성이 작아짐에 따라 수력직경이 작아진다. 이에 관내측 레이놀즈수가 증가할 것으로 사료되고,
레이놀즈수의 증가분이 관내측 열전달계수의 상승분으로 이어져 열전달량이 증가할 것으로 판단된다. 또한 유로의 구성이 증가할수록 압력강하량이 감소하는
것을 알 수 있다. 이는 1차 해석결과인 채널의 너비가 넓어지는 것과 마찬가지로 유로의 구성을 증가시키면 수력직경이 커지는 효과를 얻게 되어 압력강하량이
감소하는 것으로 판단된다.
Table 6. Design factors and responses(secondary analysis)
|
|
Factors
|
Responses
|
|
No.
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
QLN2 [kW]
|
dP [kPa]
|
|
2-1
|
0.0150
|
0.0055
|
8
|
1
|
0.152
|
77
|
82
|
85
|
0.537
|
15.16
|
|
2-2
|
4
|
0.152
|
0.338
|
1.46
|
|
2-3
|
2
|
1.172
|
0.406
|
3.17
|
|
2-4
|
1
|
0.192
|
0.487
|
16.46
|
|
2-5
|
4
|
0.192
|
0.303
|
1.50
|
Fig. 3. Main effects plot(secondary analysis).
Fig. 4. Velocity distribution of LN2 in the tube side.
4.3 3차 해석
Table 7은 3차 해석에 이용한 설계인자에 따른 열전달량 및 압력강하량을 나타낸 표이다. 3차 해석에서는 채널의 너비와 유로의 구성을 설계인자로 선정하였다.
이는 1차 해석과 동일한 해석인자인 채널의 너비가 포함되지만 1차 및 2차 해석결과에서 얻은 결과를 토대로 최적의 설계인자를 도출하기 위하여 채널너비의
범위를 다르게 하여 열전달 및 압력강하 특성을 알아보기 위하여 해석을 수행하였다. 해석결과에 따르면 열전달량은 최대 0.611 kW이고 압력강하량은
최저 1.75 kPa 수준인 것으로 나타났다.
Fig. 5는 3차 해석에서 설계인자가 열전달량 및 압력강하량에 미치는 효과를 나타내는 주효과도이다. 열전달량은 채널의 너비보다는 유로의 구성으로 인한 영향이
큰 것으로 분석되었으며, 압력강하량은 채널의 너비 및 유로의 구성 모두 영향이 큰 것으로 나타났다. 앞선 2차 해석결과와 마찬가지로 유로의 구성이
작아질수록 열전달량은 증가하였으며, 채널의 너비 및 유로의 구성에 따라 압력강하량에 영향을 미치는 주요인자인 것으로 확인되었다.
Table 7. Design factors and responses(tertiary analysis)
|
|
Factors
|
Responses
|
|
No.
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
QLN2 [kW]
|
dP [kPa]
|
|
3-1
|
0.0050
|
0.0055
|
8
|
1
|
0.152
|
77
|
82
|
85
|
0.611
|
135.46
|
|
3-2
|
0.0050
|
4
|
0.331
|
3.85
|
|
3-3
|
0.0725
|
2
|
0.418
|
9.55
|
|
3-4
|
0.0100
|
1
|
0.559
|
32.26
|
|
3-5
|
0.0100
|
4
|
0.311
|
1.75
|
Fig. 5. Main effects plot(tertiary analysis).
4.4 4차 해석
1~3차 해석에서 목표한 압력강하량을 만족하는 설계인자를 찾을 수 있었다. 하지만 열전달량을 동시에 만족하는 설계인자를 도출하지 못하였고, 1~3차
해석결과를 토대로 목표한 압력강하량을 만족하고 이 중 열전달량이 가장 높은 No. 3~4 극저온 열교환기 형상을 이용하여 해석인자에 따른 해석을 진행하였다.
해석인자는 냉각부 표면온도와 액체질소 입구온도를 선정하였으며, 반응값으로는 열전달량 및 액체질소의 출구온도를 선정하였다.
Table 8은 4차 해석에 이용한 설계인자 및 해석조건에 따른 반응값을 나타내고 있다. 선정된 해석조건 범위에서 열전달량은 최대 1.363 kW 수준인 것으로
나타났다.
Fig. 6은 해석조건이 열전달량 및 액체질소 출구온도에 미치는 효과를 나타내는 주효과도이다. 열전달량은 액체질소의 입구온도와 냉각부 표면온도 모두 영향이 큰
것으로 나타났지만 액체질소 출구온도의 경우 액체질소 입구온도보다 냉각부 표면온도가 미치는 영향이 더 큰 것으로 분석되었다.
Fig. 7에 냉각부 표면온도와 액체질소 입구온도에 따른 열전달량 및 액체질소 출구온도에 대한 반응 표면 분석결과를 등고선도(contour plot)로 나타내었다.
등고선도에 나타낸 바와 같이 냉각부 표면온도가 낮고 액체질소 입구온도가 증가할수록 열전달량이 증가함을 알 수 있다. 이는 냉각부 표면온도와 액체질소
입구온도의 대수평균 온도차가 커지기 때문인 것으로 판단되며, 분석결과에 따르면 냉각부 표면 온도와 액체질소 입구온도가 약 9K 이상의 차이를 보여야
1 kW 이상의 열전달량을 보일 것으로 사료된다.
Fig. 8은 반응값의 범위를 설정하여 반응값에 만족하는 범위를 보여주는 중첩등고선도(overlaid contour plot)이다. 반응값은 열전달량 및 액체질소의
출구온도를 선정하였으며 범위는 각각 1 kW 이상 및 76~78K이다. 반응값의 범위를 만족시켜주는 부분은 중첩등고선도의 흰색 부분이며, 4차 해석
결과에서는 목표값을 만족하는 극저온 열교환기의 해석인자를 도출하였다.
Table 8. Design factors and responses(quaternary analysis)
|
|
Factors
|
Responses
|
|
No.
|
Wch [m]
|
Hch [m]
|
Nch [-]
|
Pch [-]
|
rHEX [m]
|
Tsurface [K]
|
TLN2,in [K]
|
LN2 [g/s]
|
QLN2 [kW]
|
TLN2,out [K]
|
|
4-1
|
0.0100
|
0.0055
|
8
|
1
|
0.152
|
74
|
82
|
85
|
0.905
|
76.83
|
|
4-2
|
|
83
|
1.019
|
77.18
|
|
4-3
|
84
|
1.134
|
77.52
|
|
4-4
|
85
|
1.249
|
77.87
|
|
4-5
|
86
|
1.363
|
78.21
|
|
4-6
|
75
|
82
|
0.779
|
77.49
|
|
4-7
|
83
|
0.903
|
77.84
|
|
4-8
|
84
|
1.016
|
78.19
|
|
4-9
|
85
|
1.130
|
78.54
|
|
4-10
|
86
|
1.245
|
78.89
|
|
4-11
|
76
|
82
|
0.674
|
78.15
|
|
4-12
|
83
|
0.786
|
78.51
|
|
4-13
|
84
|
0.900
|
78.86
|
|
4-14
|
85
|
1.031
|
79.21
|
|
4-15
|
86
|
1.127
|
79.56
|
|
4-16
|
77
|
82
|
0.559
|
78.81
|
|
4-17
|
83
|
0.671
|
79.17
|
|
4-18
|
84
|
0.794
|
79.46
|
|
4-19
|
85
|
0.897
|
79.87
|
|
4-20
|
86
|
1.010
|
80.24
|
|
4-21
|
78
|
82
|
0.438
|
79.50
|
|
4-22
|
83
|
0.558
|
79.81
|
|
4-23
|
84
|
0.669
|
80.18
|
|
4-24
|
85
|
0.782
|
80.53
|
|
4-25
|
86
|
0.894
|
80.89
|
Fig. 6. Main effects plot(quaternary analysis).
Fig. 7. Contour plot(quaternary analysis).
Fig. 8. Overlaid contour plot of heat transfer rate.
5. 결 론
본 논문에서는 액체질소 냉각용 극저온 열교환기의 설계인자 및 해석조건에 따른 열전달 및 압력강하 특성을 CFD 해석기법을 이용하여 예측하고 결과를
분석하여 다음과 같은 결과를 얻었다.
(1) 1~3차 해석에서는 극저온 열교환기의 설계인자에 따른 해석을 통하여 최적의 설계인자를 도출하였다. 극저온 열교환기의 열전달량은 채널의 유로구성으로
인한 영향이 가장 큰 것으로 나타났다. 이는 동일한 유량에서 채널의 구성이 작아짐에 따라 수력직경이 작아진다. 이에 관내측 레이놀즈수가 증가할 것으로
사료되며 레이놀즈수의 증가분이 관내측 열전달계수의 상승분으로 이어져 열전달량이 증가할 것으로 판단된다. 그리고 압력강하량의 경우 채널의 너비 및 유로구성
모두 영향이 큰 것으로 나타났으며, 두 가지 인자 모두 수력직경과 관련된 값이기 때문인 것으로 판단된다.
(2) 4차 해석에서는 앞서 도출된 극저온 열교환기의 설계인자를 이용하여 해석조건에 따른 열전달 특성을 분석하였다. 열전달량은 해석조건인 냉각부 표면
및 액체질소 입구온도 모두 큰 영향을 주었지만 액체질소 출구온도의 경우 액체질소 입구온도보다 냉각부 표면온도의 영향이 큰 것으로 나타났다. 본 연구에
주어진 냉각부 헤더 형상에서는 냉각부 표면의 온도가 74~77K일 때 목표한 열전달량을 만족시킬 수 있을 것으로 판단된다. 그리고 냉각부 표면에 온도와
액체질소 입구온도가 약 9K 이상의 차이를 보여야 1 kW 이상의 열전달량을 보일 것으로 사료되며, 해석범위 내에서 가장 높게 나타난 열전달량은 1.36
kW이고 이때, 압력강하량은 32.26 kPa이다.