1. 서론

흡수식 냉동기는 대표적인 열구동 냉방 시스템으로 기존의 증기 압축식 냉동 시스템에 비하여 전기 사용량이 매우 적기 때문에 하절기 냉방수요 증가에 따른 전력부하 절감이 가능하며, 상대적으로 적은 하절기 가스 수요를 증대 시킬 수 있어 국가적인 에너지 수급정책에 적극 대응이 가능한 친환경 냉방 시스템이다. 현재, 전 세계적으로 가장 많이 보급되고 있는 흡수식 냉동기는 주로 LiBr 수용액을 작동매체로 사용하는 이중효용 시스템이다. 국내에서는 2010년부터 고효율 기자재 인증제도 및 가스냉방 보급 활성화 정책과 맞물려 이중효용 흡수식 냉동기의 고효율화를 위한 연구개발이 꾸준히 진행되어 왔으며, 이로 인하여 현재 COP는 1.3 정도로 이중효용 흡수식 사이클의 이론적 COP의 한계 수준까지 도달한 상태이다. 이러한 한계 수준을 극복하기 위하여 이중효용 사이클에 고온재생기와 고온 용액열교환기가 각각 하나씩 추가된 삼중효용 흡수식 냉동 사이클이 제안되었으며,⁽¹⁾ 일본에서는 이미 수년 전에 NEDO의 지원 하에 COP 1.78의 300 RT급 삼중효용 흡수식 냉동기에 대한 상용화 개발을 완료하였다. 따라서 우리나라에서도 국가적인 에너지 수급정책 및 온실가스 저감 정책에 효과적인 대응을 위하여 삼중효용 흡수식 냉동 시스템에 대한 기술개발이 필요한 시점이다.

Lizarte와 Marcosn⁽²⁾은 LiBr 수용액을 작동매체로 사용하는 삼중효용 흡수식 사이클의 최적화 연구를 수행한 바 있으며, 국내에서도 Park과 Jung⁽³⁾은 삼중효용 흡수식 사이클의 다양한 흐름방식에 대한 연구를 통하여 역-병렬 흐름형 사이클을 제안하였다. 또한 Seo와 Jung⁽⁴⁾은 역-병렬 흐름형 삼중효용 흡수식 냉동기에서 용액 열교환기의 유량 분배에 관한 최적화 연구를 수행하였다.

삼중효용 흡수식 냉동기의 고온재생기는 다수의 수직관이 원통 형태로 배열되어 있는 소형 관류 보일러와 유사한 형태를 가지고 있다. Rivera와 Xicale⁽⁵⁾은 LiBr 수용액을 작동매체로 하는 태양열 구동 흡수식 냉동기용 수직 단관 재생기의 열전달 특성에 관한 연구를 수행한 바 있으며, Rivera et al.⁽⁶⁾은 암모니아/물(Ammonia/water) 및 암모니아/리튬 나이트레이트(Ammonia/lithium nitrate)를 작동매체로 하는 태양열 구동 수직 단관 재생기에서의 열전달계수에 관한 연구를 수행하였다. 또한, Shi et al.⁽⁷⁾은 LiBr 수용액을 작동매체로 사용하는 유하 액막식 수직관형 재생기에서 열유속의 변화에 따른 열전달 성능에 관한 연구를 수행하였다. 그러나 상기 언급한 연구들은 모두 재생기에서의 재생온도가 100℃ 이하인 일중효용 흡수식 사이클의 작동조건에서 수행된 연구들이며, 삼중효용 사이클과 같이 고온의 작동조건에서 수행된 수직관 재생기에 대한 연구는 전무한 실정이다.

본 연구에서는 170℃ 이상의 고온에서 작동되는 삼중효용 흡수식 냉동기용 관류 보일러형 수직관식 고온재생기에 대한 운전 특성을 파악하기 위하여 수직 단관 고온재생기에 대한 실험적 연구를 수행하였다.

2. 실험

3. 결과 및 고찰

Fig. 3은 시험부에서의 에너지 평형을 검증하기 위하여 밴드히터에 투입된 열량 QH와 식(8)의 에너지 평형식으로부터 계산된 재생 열량 QG를 비교한 그래프이다. 그림에서와 같이 본 실험은 에너지 평형 오차 약 ±20% 이내의 범위에서 수행되었음을 알 수 있으며, 투입 열량이 증가할수록 열 손실이 증가하는 경향을 나타내었다.

Fig. 4는 희용액 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때, 열유속의 증가에 따른 증기 발생량의 변화를 나타낸 그림이다. 각각의 데이터는 불확도 전파 식을 통해 산출한 불확도를 에러바(Error bar) 형태로 나타내어 그래프에 함께 표시하였다. 그림에서와 같이 열유속이 증가함에 따라 증기 발생량도 증가하는 경향을 보이고 있으나 희용액 질량유량이 서로 다른 두 경우에도 증기 발생량은 근사한 값을 보이고 있음을 알 수 있다. 식(8)에 나타낸 바와 같이 재생기에 가해진 열량은 재생기 입․출구에서의 LiBr 수용액의 현열 변화량( $\dot{m_s}·h_s-\dot{m_w}·h_w$)과 증기 발생에 필요한 잠열 항( $\dot{m_v}·h_v$)으로 구성되어 있으며 Table 3에 식(8)의 각 항에 대한 실험값을 나타내었다. Table 3에 나타낸 바와 같이 LiBr 수용액의 현열 변화량은 증기 발생에 필요한 잠열량에 비하여 약 0.3~2.7% 정도로 매우 작음을 알 수 있다. 이는 재생기에 투입된 열량은 LiBr 수용액의 현열 변화보다는 대부분이 증기를 발생시키는데 사용되었음을 의미한다. 따라서 희용액의 질량유량이 다른 경우라도 재생열량이 유사한 경우에는 증기 발생량도 비슷한 값을 보이게 된다.

Fig. 5는 열유속의 증가에 따른 용액 순환비의 변화를 나타낸 그림으로, 열유속이 증가함에 따라 용액 순환비는 감소하는 경향을 나타내었다. Fig. 4에서 언급한 바와 같이 열유속이 증가하면 증기 발생량이 증가하기 때문에 식(4)에 의하여 용액 순환비는 감소하며, 이는 열유속이 큰 경우에는 상대적으로 낮은 질량유량의 희용액으로도 동일한 증기량을 얻을 수 있음을 의미한다. 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때 열유속이 각각 7.4~23.1 kW/m² 및 8.3~23.4 kW/m²인 범위 내에서 용액 순환비는 9.8~29.8 및 13.8~36.7의 범위를 갖고 있어 희용액 질량유량이 큰 경우 용액 순환비가 큰 값을 가지고 있음을 알 수 있다. 이는 상기 언급한 바와 같이 각 희용액 질량유량 조건에서 증기 발생량은 유사하지만 식(4)의 용액 순환비 정의에 따라 희용액의 질량유량이 큰 경우에는 용액 순환비가 큰 값을 갖게 된다.

희용액의 질량유량이 각각 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때, 열유속의 증가에 따른 LiBr 수용액의 입·출구 농도차를 Fig. 6에 나타내었다. 시험부에서 열유속이 각각 7.4~23.1 kW/m² 및 8.3~23.4 kW/m²로 증가함에 따라 증기 발생량이 증가하여 용액의 입․출구 농도차는 증가하는 경향을 나타내었다. 희용액 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때 입․출구 농도차의 평균값은 각각 2.0~6.5% 및 1.6~4.5%로 나타났으며, 열유속이 동일한 경우에는 희용액 질량유량이 적을 때 더 큰 농도차를 보였다. 이는 Fig. 4에서 설명한 바와 같이 희용액 질량유량이 서로 다른 경우라도 증기 발생량은 유사하므로 희용액 질량유량이 적을 때 재생기 출구에서 농용액의 농도가 더 진하게 되기 때문이다.

Fig. 7은 LiBr 수용액의 재생과정에서 시험부 길이 방향에 따른 국부 열전달계수의 변화를 나타낸 것으로, 두 질량유량 조건에서 모두 시험부의 길이 방향에 따라 국부 열전달계수가 감소하는 경향을 나타내었다. 일반적으로 흡수식 냉동기에서 흡수기 및 재생기에서의 열전달계수를 언급할 때에는 응축(흡수기) 및 비등(재생기)의 관점보다는 LiBr 수용액의 현열 변화과정에서의 대류열전달계수 관점으로 논한다. 수직관 또는 판형 열교환기 형태의 고온 재생기에서 LiBr 수용액의 재생과정에 대한 Nusselt 수는 Dittus-Boelter의 상관식과 유사한 형태 (f(Re^m, Prⁿ))로 표현되며, 일반적으로 m $>$ n의 관계를 보이고 있다. 수직관 고온재생기에서 LiBr 수용액은 시험부 길이 방향으로 상향 유동을 함에 따라 농도가 증가하며 이에 따라 점도가 증가하여 Reynolds 수는 감소하고 Prandtl 수는 증가한다. 그러나 m $>$ n의 관계에 따라 Re^m의 감소율이 Prⁿ의 증가율에 비해 크기 때문에 결과적으로 Nusselt 수 및 대류열전달계수는 감소하는 경향을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 8은 열유속의 증가에 따른 평균 열전달계수의 변화를 나타낸 그림으로 평균 열전달계수는 열유속이 증가함에 따라 감소하는 경향을 보이고 있다. 희용액 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s인 경우 평균 열전달계수는 각각 약 1.4~2.6 kW/m²K 및 1.2~1.5 kW/m²K의 값을 나타내었으며, 희용액 질량유량이 14.2 g/s인 경우의 평균 열전달계수가 희용액 질량유량 20.1 g/s인 경우에 비하여 평균적으로 약 34% 정도 큰 값을 나타내었다. Fig. 6에서와 같이 열유속이 증가하면 농도차가 커져서 LiBr 수용액의 농도가 증가하게 되며, 농도가 증가하면 앞서 언급한 바와 같은 이유로 열전달계수는 감소하는 경향을 보이게 된다.

Fig. 9는 Marcos et al.⁽¹⁰⁾의 실험 결과와 비교하기 위하여 Fig. 8에서 얻은 평균 열전달계수를 건도(quality, x) 변화에 따라 나타낸 것이다. Marcos 등의 연구는 2중 효용 흡수식 냉동기의 고온 재생기 조건에서 실험을 수행한 것으로 본 연구에서의 온도 조건 보다 다소 낮은 온도 조건에서 수행되었으며, 고온 재생기로 판형 열교환기를 사용하였다. Marcos 등의 실험결과와 본 실험결과는 열전달계수의 절대 값에는 다소 차이가 있지만 건도가 증가함에 따라 열전달계수가 감소하는 경향은 일치함을 알 수 있다. 건도가 증가하면 LiBr 수용액의 농도가 증가하고, 이는 앞서 설명한 바와 같은 이유로 열전달계수가 감소하는 것으로 판단된다. 또한 Marcos 등의 실험결과에서 열전달계수가 더 높은 값을 보이고 있는 이유는 원관이 아닌 판형 열교환기를 사용하였기 때문인 것으로 판단된다.

4. 결 론

본 연구에서는 170℃ 이상의 고온에서 작동되는 삼중효용 흡수식 냉동기용 관류 보일러형 수직관식 고온재생기에 대한 운전 특성을 파악하기 위하여 수직 단관 고온재생기에 대한 실험을 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 희용액 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때, 열유속이 증가함에 따라 증기 발생량도 증가하는 경향을 보이고 있으며, 희용액 질량유량이 서로 다른 두 경우에도 증기 발생량은 근사한 값을 보이고 있음을 알 수 있었다.

(2) 희용액 질량유량이 동일한 조건에서 열유속이 증가하면 증기 발생량이 증가하기 용액 순환비는 감소하는 결과를 얻었다. 또한 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s일 때 열유속이 각각 7.4~23.1 kW/m² 및 8.3~23.4 kW/m²인 범위 내에서 용액 순환비는 9.8~29.8 및 13.8~36.7의 범위를 갖고 있어 희용액 질량유량이 큰 경우 용액 순환비가 큰 값을 가지고 있음을 알 수 있었다.

(3) 시험부에서 용액의 입․출구 농도차는 열유속이 증가함에 따라 증가하는 경향을 보였다. 입․출구 농도차의 평균값은 각각 2.0~6.5% 및 1.6~4.5%를 나타내어 열유속이 동일한 경우, 희용액 질량유량이 적을 때 더 큰 농도차를 보였다.

(4) 수직 단관 내부에서 LiBr 수용액이 길이 방향으로 상향 유동을 함에 따라 증기 발생량이 증가하여 기공율(Void fraction)이 증가하기 때문에 시험부의 길이 방향에 따라 국부 열전달계수는 감소하는 경향을 나타내었다. 또한 시험부 전체 길이에 대한 평균 열전달계수는 열유속이 증가함에 따라 감소하는 경향을 나타내었으며, 희용액 질량유량이 14.2 g/s 및 20.1 g/s인 경우 평균 열전달계수는 각각 약 1.4~2.6 kW/m²K 및 1.2~1.5 kW/m²K의 값을 나타내었으며, 희용액 질량유량이 14.2 g/s인 경우의 평균 열전달계수가 희용액 질량유량 20.1 g/s인 경우에 비하여 평균적으로 약 34% 정도 큰 값을 나타내었다.