1. 서론

여름철 실내의 공기 조화에는 주로 압축기를 사용하는 에어컨이 사용되고 있다. 이 경우 습도를 맞추기 위해서는 노점 온도 이하로 공기를 냉각해야 하고 따라서 온도를 맞추기 위해서는 별도의 재열 과정이 필요하다. 만일 공기의 습도와 온도를 개별적으로 제어할 수 있다면 재열 과정이 필요 없어 에너지 절약적인 시스템이 될 수 있다. 최근 들어 공기의 제습에 액체 제습제를 사용하는 방법이 각광을 받고 있다.^(1,2) 액체식 시스템은 제습 로터를 사용하는 고체식 시스템에 비하여 운용이 편리할 뿐 아니라 VOC, 박테리아, 바이러스, 미세 먼지 등을 제거할 수 있고 재생 온도가 현저히 낮은 장점이 있다.⁽¹⁾

그간 액체 제습제로 LiCl, LiBr, CaCl2, TEG 등이 널리 검토되어 왔다. 그 중 LiCl이 탁월한 열물성으로 인하여 상대적으로 비싼 가격에도 불구하고 가장 널리 사용되고 있다.⁽²⁾ 액체식 제습 시스템의 핵심 부품은 공기 중의 수분을 수용액으로 전달하는 제습기와 수용액의 수분을 공기로 전달하여 수용액의 농도를 높이는 재생기이다. 제습기와 재생기의 형태로는 정형 또는 비정형 패킹을 사용하는 충전탑 방식, 충전재 없이 노즐을 사용하여 수용액을 분무 시키는 스프레이 노즐 방식, 정형화된 제습 소자를 사용하는 유하 액막 방식이 있다. 이 중 충전탑 방식은 압력 손실이 크고, 스프레이 방식은 비산이 문제가 되어 최근에는 유하 액막 방식이 널리 사용되고 있다. 또한 제습기나 재생기 내부에 냉각수(또는 고온수) 채널을 형성하여 제습 및 재생 효율을 향상시키는 방법도 검토되고 있다.⁽²⁾ 액체 제습제는 인체 유해성, 금속 부식성 등으로 비산이 최소화 되어야 하고 이에 따라 채널 형상, 채널 내 공기 유속 등이 제한을 받는다. 최근에는 다공성 멤브레인을 통하여 공기와 제습제가 간접 접촉을 하게 함으로써 비산 문제를 원천적으로 해결하고자 하는 연구도 수행되고 있다.⁽²⁾

그간 제습기 내의 열 및 물질 전달에 대해서는 실험적으로나 해석적으로 많은 연구가 수행되었다. 해석적 연구로는 1차원 미소 체적 모델^(3,4), 포화 엔탈피와 온도 사이의 선형 변화를 가정한 ε-NTU 모델^(5,6) 그리고 액막과 공기의 운동량, 에너지, 농도 방정식의 해를 수치해석을 통하여 구하는 2차원 해석 방법^(7,8)이 있다. 이 중 ε-NTU 모델이 상대적으로 간단하여 실험 자료의 해석에 널리 사용되고 있는데 이에 대해서는 추후에 상술하였다. 실험은 많은 부분이 충전탑 패킹의 열 및 물질 전달에 대하여 수행되었고^(9-13) 최근 들어 제습 소자에 대한 연구 결과가 보고되고 있다. Chung et al.⁽¹⁴⁾은 LiCl 수용액을 사용하여 골 핏치 6.4 mm로 절곡된 채널이 교차 적층된 셀룰로오스 소자에 대한 제습 실험을 수행하고 그 결과를 정형 패킹의 제습 효율과 비교하였다. 이 때 수용액과 공기의 흐름은 대향류이었다. 두 경우 제습 효율은 유사하게 나타났고 실험 결과로부터 열 및 물질 전달 상관식을 제시하였다. Potnis an Lenz⁽¹⁵⁾는 LiBr 수용액을 사용하여 상용 Celdek⁽¹⁶⁾에 대한 대향류 제습 실험을 수행하고 물질 전달 상관식을 제안하였다. Celdek은 Fig. 1에 나타나 있듯이 골 핏치 7.0 mm로 절곡된 채널이 교차 적층된 셀룰로오스 재질의 소자이다. Elsarrag et al.⁽¹⁷⁾은 TEG 수용액을 사용하여 Celdek에 대해 대향류 제습 실험을 수행하고 물질 전달 상관식을 제시하였다. Celdek의 직교류 물질 전달 성능에 대해서도 일부 문헌이 존재한다. Liu et al.⁽¹⁸⁾은 LiBr 수용액을 사용하여 Celdek에 대해 직교류 제습 실험을 수행하였고 Liu et al.⁽¹⁹⁾은 상기 결과로부터 제습 효율 상관식을 제시하였다. Gao et al.⁽²⁰⁾은 LiCl을 사용하여 Celdek에 대해 직교류 제습 실험을 수행하였다. 최근들어 Dong et al.⁽²¹⁾은 PVC, PP를 사용하여 새로운 형상의 교차 적층 소자를 제안하였고 Chen et al.⁽²²⁾은 쉐브론 채널을 가진 제습 소자를 제시하였다.

상기 문헌 조사 결과 상용 제습 소자로는 Celdek이 주로 사용되고 있음을 알 수 있다. 하지만 Celdek에서는 절곡된 채널이 교차 적층됨에 따라 압력 손실이 크고 채널 사이의 강한 와류에 의한 수용액의 비산이 우려가 크다. 실제로 상기 실험들은 전방 풍속 2 m/s 이내에서(대부분은 1 m/s 근처에서) 수행되었다. 비산의 우려가 없다면 전방 풍속을 증가시킬 수 있고 따라서 기기의 소형화 및 고효율화도 가능해진다. 본 연구에서는 수평 채널로 구성되어 비교적 높은 풍속에서도 흡습제의 비산을 최소화할 수 있는 제습 소자를 개발하고 LiCl 수용액을 사용하여 제습 실험을 수행하였다. 소자는 흡습성이 우수한 셀룰로오스/PET 복합 재질을 사용하여 제작하였다. 또한 기존 Celdek에 대해서도 실험을 수행하여 성능을 비교하였다.

2. 실험 장치 및 방법

Fig. 1에 셀룰로오스로 만들어진 Celdek[Fig. 1(a)]과 셀룰로오스/PET 복합체로 만들어진 개발품 시료를 나타내었다. Celdek에서 교차 적층 형상은 절곡 깊이 7 mm인 채널이 45°/15° 각도로 번갈아 적층되어 있다. 개발품에서는 절곡 깊이 5 mm인 수평 공기 채널이 절곡 깊이 2 mm인 수직 수용액 채널과 직각되게 장착되어 있다. 수용액 채널은 공기 채널 하부까지 수용액을 골고루 공급하여 주는 역할을 한다. 개발품에서는 제습 면적을 증가시키기 위하여 절곡 깊이를 5 mm로 감소시켰고 이 경우 유발되는 과도한 차압손실과 흡습제의 비산을 감소시키기 위하여 수평 채널 형상을 채택하였다. Fig. 2에 Celdek과 개발품의 SEM 사진을 나타내었다. Celdek 시료는 셀룰로오스 유리섬유가 촘촘히 얽힌 모양을 보여주고, 개발품은 20 μm 가량의 굵은 PET에 가는 셀룰로오스 섬유가 서로 얽혀 있음을 보여준다. 개발품은 PET와 셀룰로오스가 50:50으로 구성되었는데 PET는 견고한 지지체 역할을 하여 절곡된 형상을 유지하고 셀룰로오스는 물이 잘 퍼지도록 하는 역할을 한다. 여기서 셀룰로오스는 물과의 친화성 때문에, PET는 열경화성 수지로 절곡 형상 가공에 적합하여 선택되었다. 본 개발품은 기화식 가습 소자로도 활용될 수 있는데 개발품의 가습 성능은 Kim⁽²³⁾에 나타나 있다. 측정된 Celdek 소재의 두께는 200 μm이고 개발품 소재의 두께는 180 μm이었다.

Fig. 3에 제습 소자 성능 실험 장치와 시료를 나타내었다. 시료는 깊이 300 mm, 폭 300 mm, 높이 1,200 mm 이다. 실험 장치는 시험부와 흡입식 풍동으로 구성된다. 시험부는 풍동의 선단에 장착된다. 시험부 상부에는 분무 노즐이 장착되어 제습 소자에 LiBr 수용액을 공급한다. 제습소자 상부에는 다공성 부직포를 부착하여 수용액이 소자에 균일하게 공급되도록 하였다. 제습 소자를 통과한 수용액은 시험부 하단에 모아진 후 펌프를 통하여 다시 시험부 상부로 순환된다. 공기의 제습 과정을 통하여 수용액의 농도는 묽어지고 온도는 올라가게 된다. 수용액 온도는 소형 칠러를 사용하여 제어하였고 농도는 고농도(60%)의 LiCl 수용액을 연속적으로 주입하여 조절하였다. LiCl 수용액의 농도는 비중계를 사용하여 측정되었다. 순환 수용액의 유량은 펌프 후단에 설치된 밸브를 사용하여 조절되었고 정밀도 ±0.2%의 질량유량계(Micromotion, 0~200 kg/h)로 측정되었다.

시험부 입구의 순환 수용액 온도는 정밀도 ±0.1℃인 열전대를 사용하여 측정되었다. 시험부 공기측 출구는 흡입식 풍동에 연결되었다. 풍동 입구부에는 와이어 메쉬를 설치하여 균질한 유동이 공급될 수 있도록 하였다. 풍동 내부에는 시험부 출구 공기의 건습구 온도를 측정하기 위한 샘플링 유닛과 풍량을 측정하기 위한 노즐, 그리고 송풍기가 설치되어 있다. 풍량은 송풍기 모터에 연결된 인버터로 조절하였다. 시험부 입구측 공기 온습도는 별도의 샘플링 유닛을 시험부 입구에 설치하여 측정하였다. 공기측 풍량은 ASHRAE 41.2⁽²⁴⁾에 된 노즐 차압을 이용하여 산정하였고 시험부의 입출구 온습도는 ASHRAE 41.1⁽²⁵⁾에 규정된 샘플링 방법에 의해 측정하였다. 온습도 측정에는 고정밀 Pt-100Ω 센서(정밀도 ±0.1℃)를 사용하였다. 실험은 입구 건습구 온도를 35℃/28℃로 유지하고⁽²⁶⁾ 전방 풍속을 2.0 m/s에서 4.0 m/s로 변화시키며 수행되었다. LiCl 수용액의 입구 온도와 농도는 20℃, 50%, 수용액의 순환량은 50 kg/h로 유지하였다.⁽²⁶⁾

3. 열 및 수분 전달 해석

Fig. 4에 직교류 검사체적에서 LiCl 수용액과 공기의 열 및 수분 전달 개략도를 나타내었다. 검사 체적의 에너지 및 수분 수지로부터

검사체적 내 엔탈피 변화는 현열 전달과 잠열 전달의 합이므로

여기서 Lewis 수(= h_c/h_Dc_pm)의 값을 1.0으로 하고⁽²⁸⁾ 수용액의 유량 변화를 무시하면 Eq. (3)과 Eq. (4)는 다음과 같이 된다.

여기서 공기의 포화 비열과 열용량비를 다음과 같이 정의하면

만일 C_sat이 검사체적 내에서 일정하다면 Eq. (6)~Eq. (9)는 현열 열교환기의 ε-NTU 해석 절차와 동일하다. 비혼합-비혼합 직교류 열교환기의 ε-NTU 식은 다음과 같다.

따라서 출구 공기의 엔탈피는 다음과 같다.

출구 공기의 절대 습도는 Eq. (5)를 적분하여 구하는데 이를 위해서는 검사체적의 액막에서 평균 포화 절대 습도 w_sat,eff를 알아야 하는데 이는 수용액의 온도 및 농도의 함수이다.⁽²⁷⁾ Eq. (5)를 적분하여 구해진 출구 절대습도는 다음과 같다.

상기 절차를 전 검사 체적에 대하여 반복하면 직교류 제습 소자의 출구 상태(엔탈피와 절대습도)를 구할 수 있다. 또한 상기 절차를 역으로 수행하면 실험으로 얻어진 출구 엔탈피와 절대습도로부터 시료의 물질전달계수 h_D를 도출할 수도 있다. 물질 전달 계수 h_D는 아래와 같이 Sherwood 수로 무차원화 된다.

여기서 k_D는 확산계수로 공기와 수증기 혼합물의 경우 0.256 cm²/s이다.⁽²⁹⁾ 또한 풍속은 Reynolds 수로 무차원화 된다.

여기서 V_max는 채널 내 최대 유속, D_h는 수력 직경으로 공기측 채널의 값이다. 한편 마찰계수 는 f측정된 압력손실 ΔP로부터 아래 식으로 구해진다.

한편 제습 소자의 효율은 하기 식으로 정의되는 제습 효율⁽¹⁴⁾로써 나타낸다.

Kline and McClintock⁽³⁰⁾의 제안에 따라 오차해석을 수행하였다. 건습구 온도 측정 오차 0.1oC, 유량측정오차 0.2% of full scale, 압력손실 측정의 오차 0.1 kPa을 고려하면 Sherwood 수의 최대 오차는 13.7%, 제습 효율의 최대오차는 15.3%이고 압력손실의 최대 오차는 4.5%이다.

4. 평행 채널의 수분 전달 해석

유동이 복잡한 교차 적층 채널과는 달리 평행 채널의 경우는 어느 정도 이론 해석이 가능하다. 본 개발품의 평행 채널 형상은 이등변 삼각형에 가깝고 채널 표면의 절대습도는 수용액의 온도와 농도로부터 구해지는 포화 절대습도이다. 이는 열과 물질 전달 상사를 적용하면 등온 조건에 해당한다. 본 연구의 제습 소자와 같이 채널 길이가 짧은 경우는 입구 영역 해석이 중요하다. Shah and London⁽³¹⁾에 따르면 삼각 채널의 유체역학적 입구 영역의 길이는 다음 식에서 구할 수 있다.

여기서 α는 이등변 삼각형의 꼭지각(deg)이다. 열적 입구 영역의 길이는 유체역학적 입구 영역의 길이에 Prandtl 수를 곱하여 구한다. 채널 전체의 Nusselt 수는 입구영역의 값과 완전 발달 영역의 값⁽³¹⁾을 평균하여 구한다.

여기서 x₊는 무차원 입구 길이(= D_hRePr/L)이다. 삼각형 채널에서의 마찰 계수는 아래 식으로 부터 구한다.⁽³⁰⁾

5. 결과 및 고찰

본 개발품은 수평 채널로 이루어져 수용액의 비산이 기존 Celdek보다 적으리라 예상되었다. 시험부 후단에 아크릴 덕트를 부착하여 수용액의 비산 여부를 육안으로 확인하였다. Fig. 5에 풍속에 따른 비산 상태를 스켓치와 사진을 첨부하였다. 개발품에서는 전방 풍속 4 m/s까지 수용액의 비산이 관측되지 않았다. 하지만 Celdek 에서는 3 m/s부터 비산이 관측되었고 풍속이 증가함에 따라 비산량도 증가하였다. Fig. 5(d)의 사진에서 수용액이 비산되는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 6에 전방 풍속에 따른 제습량을 나타내었다. 제습량은 풍량에 입출구 절대습도 차를 곱하여 구하였다. Fig. 6은 풍속이 증가할수록 제습량이 증가함을 보여준다. 전방 풍속 2.0 m/s에서는 Celdek의 제습량과 개발품의 제습 성능이 유사하나 풍속이 증가하면 Celdek의 제습 성능이 우수함을 보여준다. 풍속 4.0 m/s에서 Celdek의 제습 성능은 개발품보다 16% 크게 나타났다. 이는 교차 적층된 Celdek의 유동 혼합에 의한 수분 전달 계수 (또는 Sherwood 수)가 평행 채널로 구성된 개발품의 수분 전달 계수보다 현저히 크기 때문으로 판단된다. 이 부분은 추후에 상술하였다. Fig. 7에는 두 시료의 압력 손실을 비교하였다. Celdek의 압력 손실이 개발품보다 41%에서 48% 크고 풍속이 증가할수록 그 차이도 증가하였다. Fig. 8에는 Eq. (15)로부터 구해진 제습 효율을 나타내었다. 전방 풍속 2.0 m/s에서는 두 시료의 효율이 유사하나 4.0 m/s에서는 Celdek의 제습 효율이 20.1%로 개발품의 15.9%보다 4.2% 크게 나타났다.

Fig. 9에 제 3장의 열 및 수분 전달 해석을 통하여 얻어진 Sherwood 수를 나타내었다. 해석 결과는 미소 체적의 개수에 따라 달라질 수가 있으므로 그 영향을 검토하였다. 미소 체적의 개수를 증가시키며 Sherwood 수를 비교하였는데 200×50(세로×가로)에서의 Sherwood 수가 2,000×500에서의 값과 1% 내에서 일치하였다. 따라서 해석은 미소체적 개수 200×50에서 수행하였다. Fig. 9는 교차 적층 채널(Celdek)의 Sherwood 수가 평행 채널 (개발품) 값보다 현저히 큼을 보여준다. 이는 교차 적층 형상에서 유동 혼합이 활발히 일어나고 따라서 수분 전달도 증가하기 때문이다. 여기서 두 형상의 Reynolds 수 범위가 다른 것은 Celdek의 수력직경이 12.1 mm로 개발품의 4.0 mm보다 3배가량 크기 때문이다. Fig. 10에는 마찰계수를 Reynolds 수의 함수로 나타내었다. Sherwood 수와 마찬가지로 교차 적층 채널의 마찰계수가 현저히 큼을 알 수 있다.

교차 적층 채널의 경우 유동 형태가 매우 복잡하여 수분 전달에 대한 이론적 해석은 어렵고 따라서 실험 상관식 정도가 존재한다.^(32-34)Fig. 11에 교차 적층 소자의 Sherwood 수를 상관식의 예측치와 비교하였다. 이 그림은 모든 상관식이 실험 결과를 현저히 (8.1에서 23.6배) 과대 예측함을 보여준다. 그 이유로 생각될 수 있는 것은 첫째로 실험 시 소자가 부분적으로 수용액으로 젖지 않아 실제 수분 전달 면적이 감소한 때문이다. 실험중 소자의 젖음 여부는 소자 전면에서 육안으로 판단하였는데 특별히 젖지 않은 부분은 관측되지 않았다. 하지만 소자 내부의 젖음 여부는 확인할 수 없었다. 둘째로 기존 상관식^(32-34)은 열전달 실험으로부터 도출된 상관식으로 Fig. 11의 Sherwood 수는 Nusselt 수를 Sherwood 수로 치환한 것이다. 이때 열전달 실험은 매끈한 표면에서 수행되었고 따라서 본 실험과 같이 액막이 형성된 경우에 열전달 상관식을 그대로 적용하는 것에는 무리가 있다. 셋째로 상관식의 절곡 형상과 실험 소자의 절곡 형상이 다르기 때문인데 Muley and Manglik⁽³²⁾의 경우 절곡 깊이와 절곡 핏치의 비가 0.28로 제한되어 본 연구의 0.35보다 작고 Martin⁽³³⁾의 경우는 상관식 내에 형상인자(예를 들면 절곡 깊이와 절곡 핏치의 비)가 포함되어 있지 않으며 Dovic et al.⁽³⁴⁾의 상관식은 수력 직경의 적용 범위가 3.2 mm에서 7.0 mm로 본 연구의 12.1 mm보다 작다. Fig. 10은 마찰계수의 경우도 실험 상관식들이 현저히 과대 예측(3.2에서 7.6배)함을 보여준다.

Fig. 12에 평행 채널에서 상기 이론 해석 결과와 실험 데이터를 비교하였다. 마찰계수의 경우 이론 해석 결과와 실험 데이터가 34% 이내에서 잘 일치함을 보인다. 하지만 Sherwood 수는 이론 해석 결과가 9.7에서 11.5배 과대 예측한다. 그 이유로는 전술한 바와 같이 실험 시 소자가 부분적으로 수용액으로 젖지 않아 실제 수분 전달 면적이 감소하고 또한 액막이 형성된 경우에 이론식을 그대로 적용하는 것에는 무리가 있기 때문으로 판단된다.

6. 결 론

본 연구에서는 수평 채널로 구성되어 높은 풍속에서도 흡습제의 비산을 최소화할 수 있는 제습 소자를 제작하고 LiCl 수용액을 사용하여 제습 실험을 수행하였다. 소재는 흡습성이 우수한 셀룰로오스/PET 복합 재질을 사용하였다. 또한 기존 Celdek에 대해서도 실험을 수행하여 성능을 비교하였다. 실험은 입구 건습구 온도를 35℃/28℃로 유지하고 전방 풍속을 2.0 m/s에서 4.0 m/s로 변화시키며 수행되었다. LiCl 수용액의 입구 온도와 농도는 20℃, 50%, 수용액의 순환량은 50 kg/h로 유지하였다. 주된 결론은 다음과 같다.

(1) 개발품은 전방 풍속 4.0 m/s까지 비산이 발생하지 않았다. 반면 Celdek에서는 3.0 m/s부터 비산이 관측되었고 풍속이 증가함에 따라 비산량도 증가하였다.

(2) 풍속이 증가할수록 제습량이 증가하였다. 전방 풍속 2.0 m/s에서는 Celdek과 개발품의 제습 성능이 유사하나 풍속 4.0 m/s에서 Celdek의 제습 성능은 개발품보다 16% 크게 나타났다. 압력 손실은 Celdek에서 개발품보다 41%에서 48% 크게 나타났다.

(3) 제습 효율의 경우 전방 풍속 2.0 m/s에서는 두 시료가 유사하나 4.0 m/s에서는 Celdek의 제습 효율이 20.1%로 개발품의 15.9%보다 4.2% 크게 나타났다.

(4) 이론 해석 또는 기존 상관식들은 본 실험의 Sherwood 수를 현저히 높게 예측하였다. 이는 실험 시 소자가 부분적으로 수용액으로 젖지 않고 액막이 형성된 경우에 이론식을 그대로 적용하는 것에는 무리가 있기 때문으로 판단된다.

(5) 향후 LiCl 수용액의 유량, 온도, 농도 등이 소자의 제습 성능이 미치는 영향을 검토할 예정이다.