1. 서 론

우리나라는 세계최초로 CDMA(Code Division Multiple Access) 방식의 디지털 회선접속방식을 상용화하였고 이 후 이동 통신 가입자는 기하급수적으로 늘고 있다. 이동 통신 단말기에서 나오는 신호를 수신하고 이를 증폭하여 재송출하는 중계기는 이동통신 시스템의 핵심 요소이다. 이동통신의 특성상 중계기는 먼지와 같은 오염물질로부터 보호되어야 하고, 외부의 전자기파로부터 격리되어야 하며, 그 밖의 다른 위해 요소로부터 보호되어야 하므로 밀폐형 함체 내에 설치된다.

함체 내의 발열은 이동통신기기의 회선 처리 능력이 증가함에 따라 계속 증가하고 있다.⁽¹⁾ 이 열을 적절히 외부로 방출해 주지 않으면 함체 내의 온도가 상승하여 전자장치 오작동의 원인이 된다. 일반적으로 중계기 내부에 장착되는 전자소자의 작동 상한 온도는 60℃정도이다. 중계기에서 발생하는 열은 출력신호가 작은 소형인 경우 수십에서 수백 W이고, 중형인 경우 수백 W에서 1 kW 내외, 광통신에 사용되는 대형인 경우 1~4 kW 정도 된다.⁽¹⁾ 비교적 발열량이 적은 소형 중계기에서는 함체 외벽에 방열 핀을 부착하여 자연대류에 의해 처리하고, 중형 중계기의 경우는 열교환기를 사용하여 외기에 의한 강제대류로 함체를 냉각한다.⁽²⁾ 대형 중계기에 있어서는 외기 냉각만으로는 부족하므로 공조기(에어컨)를 사용하여 함체를 냉각한다.⁽¹⁾ 최근에는 열 싸이폰⁽³⁾ 액체 냉각^(4,5) 등의 방안이 제시되기도 하였다. 본 연구에서는 에어컨을 사용하여 외기로 함체를 냉각하는 방식에 대하여 검토하였다.

Fig. 1 Development drawing of the foreign product.

함체 냉각용 에어컨은 근본적으로 가정용 창문형 에어컨과 유사하나 큰 차이점은 깊이에 있다. 창문형 에어컨의 경우 깊이가 50 cm 이상으로 팬은 증발기와 응축기 앞에 설치된다. 이 경우 증발기와 응축기의 전방으로 공기가 공급되므로 전열성능이 좋아지고 압력손실도 줄어든다. 하지만 함체 냉각용 에어컨의 경우 깊이가 깊어지면 함체 내부의 중계기 설치 공간이 줄어들고 함체 외부로도 돌출되어 미관상 좋지 않다. 따라서 깊이를 30 cm 이내로 최소화 한다.⁽⁶⁾ 이렇게 되면 증발기와 응축기 전방에 팬을 설치할 수 없어 별도로 하부에 설치하고 따라서 공기가 하면에서 공급되므로 전열성능이 감소하고 압력손실도 증가하게 된다. Fig. 1에 독일에서 수입되어 사용되고 있는 1.6 kW급 함체 냉각용 에어컨의 개략도가 나타나 있다. 좁은 깊이로 인하여 증발기(90번)와 응축기(100번)(핀-튜브, 2열, 폭 50 mm)가 거의 수직에 가깝게 설치되어 있음을 알 수 있다. 따라서 공기의 통과 유로가 길어지고 압력손실이 증가하게 된다. 만일 핀-튜브 열교환기 대신 폭이 좁고 고성능인 알루미늄 열교환기를 사용한다면 전열 성능을 향상시키고 압력 손실을 줄일 수 있을 것이다. 본 연구에서는 함체 냉각용 에어컨의 응축기와 증발기에 알루미늄 열교환기를 적용하여 전열성능 향상을 꾀하였다. 현재 함체 냉각용 에어컨에 알루미늄 열교환기가 적용된 사례는 없는 것으로 나타났다.

2. 시 료

수입 함체 냉각용 에어컨의 주요 부품 사양이 Table 1에 나타나 있다. 냉매는 R-134a, 압축기는 Mitsubishi 사의 1 HP 로터리형을 사용하였다. 증발기는 외경 9.5 mm 동관과 1.8 mm 피치의 평판 핀이 사용된 2열 핀-관 열교환기로 크기가 380 mm×250 mm×50 mm이다. 응축기도 핀-관 열교환기로 외경 9.5 mm 동관과 1.8 mm 피치의 평판 핀을 사용하고 4열로 크기가 340 mm×350 mm×65 mm이다. 팽창장치로는 Honeywell사의 TXV (Thermal Expansion Valve)가 사용되었고 냉매 충전량은 1,200 g이다. 이 에어컨의 냉각 성능을 알아보기 위하여 후술하는 시험 장치에서 성능을 평가하였고 그 결과를 Table 2에 나타내었다. 실험은 실내와 실외측 입구 건습구 온도를 35℃/24℃, 24℃/17℃로 유지하고 수행되었다. 이 온습도는 건물 공조시 하절기 설계조건이다.⁽⁷⁾ 이 조건은 실제 함체의 운전 조건과는 상이하나 중계기 함체에 대해 시험 사양이 없는 상황에서 시료의 성능을 상대 비교하는 데는 무리가 없으리라 판단된다.

개발품의 사양은 자체 보유한 성능 해석 프로그램⁽⁸⁾을 활용하여 선정되었고 최종 사양은 Table 3과 같다. 프로그램에서 응축기 및 증발기 해석에는 UA-LMTD 방식이 사용되었고 압축기 해석에는 제조사에서 제공된 성능 곡선이 사용되었으며 모세관은 Stoecker and Jones⁽⁹⁾가 제시한 2상 모델을 사용하여 해석하였다. 상세한 내용은 Kim⁽⁸⁾에 기술되어 있다. 수입 제품과 개발품의 주된 차이는 다음과 같다. 우선 개발품에는 가능한 한 국산 부품을 사용하려고 하였다. 1 마력 압축기는 국내에서 R-134a용으로는 개발되어 있지 않고 R-22용이 개발되어 있어 압축기 수급을 고려하여 에어컨 시스템을 R-22 사이클로 개발하였다. 따라서 TXV도 Saginomiya 사의 R-22용을 사용하였다. 증발기는 두 종류를 검토하였는데 Type 1은 수입 제품과 동일한 사양의 핀-관 열교환기이고 Type 2는 알루미늄 열교환기로 루버 피치 0.9 mm, 루버 각 25°인 루버 핀이 1.3 mm 피치로 22 mm×2.0 mm 크기의 납작관에 부착된 형상이다. 열교환기의 크기는 350 mm×375 mm×22 mm이고 Fig. 2에 나타난 바와 같이 35개의 채널이 4패스(14-10-7-4)로 구성되어 있다. 증발기는 있을 수 있는 공기 측 결로수 배출을 용이하게 하기 위하여 납작관이 수직인 형태로 설치하였다. 응축기는 세 종류를 검토하였다. Type 1은 수입 제품과 동일한 사양의 핀-관 열교환기이고 Type 2A와 2B는 알루미늄 열교환기로 루버 형상은 증발기와 같다. 두 알루미늄 열교환기는 채널 수가 서로 다른데 Type 2A는 증발기와 동일한 제품(350 mm×375 mm×22 mm)으로 35개의 채널이 4패스(14-10-7-4)로 구성되어 있고 Type 2B는 47개 채널이 18-15-10-4의 4 패스로 구성되어 있다. Type 2B의 크기는 350 mm×550 mm×22 mm로 Type 2A의 1.47배이다. 응축기는 냉매 응축액의 원활한 흐름을 위하여 납작관이 수평인 형태로 설치되었다. 시험에 사용된 알루미늄 열교환기의 체적은 증발기의 경우 핀-관 열교환기의 61%이고 응축기의 경우 37%(Type 2A)와 55%(Type 2B)이다. 각 시료에 대하여 냉매 충전량을 변화시키며 일련의 실험을 수행하고 성능을 비교하였다.

Fig. 2 Sketch of the aluminum heat exchangers installed in the cooler.

Fig. 3 Schematics showing the heat exchanger installation in the samples.

3. 실험 장치 및 방법

본 연구에서는 상기 증발기와 응축기로 세 종류의 시제품을 제작하였다. Sample A는 증발기와 응축기 모두 핀-관 열교환기인 경우(Type 1/Type 1), Sample B는 Type 2 알루미늄 증발기와 Type 2A 알루미늄 응축기를 사용한 경우(Type 2/Type 2A), Sample C는 Type 2 알루미늄 증발기와 Type 2B 알루미늄 응축기를 사용한 경우(Type 2/ Type 2B)이다. 각 시료에 대하여 냉매 충전량을 변화시키며 일련의 실험을 수행하고 성능을 비교하였다. Fig. 3 에는 Type 1의 핀-관 열교환기와 Type 2의 알루미늄 열교환기 설치 개략도가 나타나 있다. 에어컨의 깊이가 210 mm 이므로 유로의 폭은 그 반인 105 mm가 된다. 따라서 Type 1의 경우는 증발기는 13°, 응축기는 9°로 설치되었다. Type 2A의 경우는 폭이 좁은 대신 길이가 길어 증발기, 응축기 모두 13°, Type 2B는 증발기는 13°, 응축기는 9°로 설치되었다. Fig. 4에 실험장치의 개략도가 나타나 있다. 실험 장치는 시험부와 두 개의 흡입식 풍동으로 구성되고 시험부는 풍동의 선단에 장착된다. 풍동 내부에는 시험부 출구 공기의 건습구 온도를 측정하기 위한 샘플링 유닛과 풍량을 측정하기 위한 노즐, 그리고 송풍기가 설치되어 있다. 풍동 입구부에는 와이어 메쉬를 설치하여 균질한 유동이 공급될 수 있도록 하였다. 풍량은 송풍기 모터에 연결된 인버터로 조절하였고 시험부 입구측 공기 온습도는 별도의 샘플링 유닛을 시험부 입구에 설치하여 측정하였다. 공기측 풍량은 ASHRAE 41.2⁽¹⁰⁾에 된 노즐 차압법을 사용하여 산정하였고 시험부의 입출구 온습도는 ASHRAE 41.1⁽¹¹⁾에 규정된 샘플링 방법에 의해 측정하였다. 온습도 측정에는 고정밀 Pt-100Ω 센서(정밀도 ±0.1℃)를 사용하였다. 시료의 압력손실은 정밀도 ±1.0 Pa의 차압 트랜스듀서로 측정하였다. 실험은 실내와 실외측 입구 건습구 온도를 35℃/ 24℃, 24℃/17℃로 유지하고⁽⁶⁾ 풍량 5.0 m3/min으로 유지하고 냉방 능력, 소비동력, 열교환기 차압, 응축 및 증발 압력을 측정하였다. 냉방 능력은 증발기 입출구 공기의 엔탈피 차에 유량을 곱하여 구하고 소비동력은 시료에 인입되는 전력으로부터 구하였다. ANSI/ASHRAE Standard 37⁽¹²⁾에 따라 오차해석을 수행하였다. 건습구 온도 측정 오차 ±0.1℃, 유량측정오차 ±0.2% of full scale, 압력손실 측정의 오차 ±1.0 kPa을 고려하면 냉방능력의 최대오차는 ±4.9%이고 압력손실의 최대 오차는 ±4.3%이다.

Fig. 4 Schematic drawing of the test facility.

4. 결과 및 고찰

세 종류(Sample A, Sample B, Sample C)의 시료에 대하여 최적 냉매량을 도출하였다. Cho et al.⁽¹³⁾의 연구에 따르면 알루미늄 열교환기를 증발기 및 응축기로 사용한 에어컨의 최적 냉매 충전량은 핀-관 열교환기를 증발기 및 응축기로 사용한 경우의 40%~50% 수준으로 알려져 있다. 따라서 Sample A의 경우는 수입품 (Base)의 냉매 충전량이 1,200 g이고 동일한 크기의 핀-관 열교환기를 사용함을 고려하여 1,100 g~1,300 g 사이에서, Sample B와 C의 경우는 알루미늄 열교환기를 사용하므로 400 g~600 g 사이에서 최적화를 수행하였다.

Fig. 5에는 냉매 충전량 변화에 따른 시료의 냉방 능력을 수입품(Base)의 값인 1996W로 나누어 나타내었다. 모든 시료에서 냉방 능력이 최대가 되는 최적의 충전량이 존재함을 알 수 있는데 Sample A는 1,250 g, Sample B와 C는 450 g으로 나타났다. 즉, 알루미늄 열교환기를 사용한 시료에서 냉매량이 64% 작게 나타났다. 한편, 최적 냉매량에서의 냉방 능력은 모든 시료에서 Base와 유사하거나 크게 나타났는데 Sample A에서 Base 대비 99%, Sample B에서 105%, Sample C에서 106%로 Sample C에서 가장 크게 나타났다. Sample B와 C에서 냉방 능력이 Sample A보다 크게 나타난 이유는 알루미늄 열교환기가 핀-관 열교환기보다 전열 성능이 우수하기 때문이다. Fig. 6에는 소비동력을 나타내었다. 소비동력은 냉매 충전량의 증가에 따라 증가함을 보인다. 최적 충전량에서의 소비동력은 Sample A에서 Base(1138W) 대비 103%, Sample B에서 97%, Sample C에서 82%로 나타났다. 즉, 알루미늄 열교환기를 사용한 시료에서 소비동력이 작게 나타나고 특히 큰 응축기를 사용한 Sample C에서 현저히 작게 나타났다.

Fig. 5 Cooling capacity of the samples.

Fig. 6 Power consumption of the samples.

Fig. 7 COP of the samples.

Fig. 8 Condensation pressure of the samples.

Fig. 7에는 시료의 성적계수(COP)를 나타내었다. 성적계수는 냉방능력을 소비동력으로 나누어 구하였다. 성적계수는 냉매 충전량의 증가에 따라 감소함을 보인다. 이는 냉매 충전량의 증가에 따라 냉방능력은 크게 변화하지 않는 반면 소비동력은 현저히 증가하기 때문이다. 최적 충전량에서 Sample A의 경우 Base(1.75) 대비 97%, Sample B에서 109%, Sample C에서 128%로 나타났다. Sample C에서 성적계수가 크게 증가한 이유는 소비동력이 다른 시료에 비하여 작기 때문인데 그 이유를 살펴보기 위하여 Fig. 8과 Fig. 9에 응축과 증발 압력을 나타내었다. 응축과 증발 압력 모두 냉매 충전량이 증가하면 증가함을 보인다. 이는 충전량이 증가하면 냉동 시스템내의 기체 공간이 감소하고 따라서 높은 기체 압력이 형성되기 때문이다. Sample A의 경우 최적 냉매량에서 응축과 증발 압력은 각각 20.1 bar와 5.1 bar이다. Sample B의 경우는 19.8 bar와 5.2 bar, Sample C는 17.5 bar와 5.0 bar이다. 즉, 증발 압력은 유사한 반면 응축 압력은 Sample B, Sample C순으로 낮아진다. 압축기 소비동력은 냉매 유량과 압축시 변화하는 냉매 엔탈피의 곱으로 계산된다. 증발 압력이 일정한 상태로 응축 압력이 감소하면 냉매 유량은 증가하고 압축 엔탈피는 감소한다. 본 실험 범위에서는 압축 엔탈피 감소가 소비동력에 미치는 영향이 냉매 유량의 증가가 미치는 영향보다 커서 소비동력은 감소하였다.⁽⁹⁾ 한편 시료의 증발 압력이 서로 큰 차이를 보이지 않은 이유로는 팽창장치로 TXV를 사용하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 10에는 열교환기의 공기 측 압력강하를 나타내었다. 공기 측 압력강하는 알루미늄 열교환기가 핀-관형 열교환기보다 작게 나타났다. 한편 핀-관 열교환기의 경우 응축기에서 압력 손실이 크게 나타났는데 이는 응축기의 깊이가 65 mm로 증발기의 50 mm보다 크기 때문이다.

Fig. 9 Evaporation pressure of the samples.

Fig. 10 Air-side pressure drop of the samples.

5. 결 론

본 연구에서는 함체 냉각용 에어컨 국산화의 일환으로 증발기와 응축기에 핀-관 열교환기를 적용한 시료와 알루미늄 열교환기를 적용한 시료를 제작하고 성능을 검토하였다. 시료는 세 종류로 Sample A는 증발기와 응축기 모두 핀-관 열교환기인 경우, Sample B와 C는 Type 2 알루미늄 증발기와 알루미늄 응축기를 사용한 경우인데 Sample C의 응축기가 Sample B보다 47% 크다. 시료는 압축기의 국내 수급을 고려하여 R-22용으로 제작되었다. 각 시료에 대하여 냉매 충전량을 변화시키며 일련의 실험을 수행하고 R-134a를 사용하는 수입 제품(Base)과 성능을 비교하였다. 주된 결론은 다음과 같다.

(1) 모든 시료에서 냉방 능력이 최대가 되는 최적의 충전량이 존재하였고 Sample A는 1250 g, Sample B와 C는 450 g으로 나타났다. 즉, 알루미늄 열교환기를 사용한 시료에서 냉매량이 64% 작게 나타났다. 한편, 최적 냉매량에서의 냉방 능력은 Sample A에서 Base 대비 99%, Sample B에서 105%, Sample C에서 106%로 Sample C에서 가장 크게 나타났다. Sample B와 C에서 냉방 능력이 Sample A보다 크게 나타난 이유는 알루미늄 열교환기가 핀-관 열교환기보다 전열 성능이 우수하기 때문으로 판단된다.

(2) 최적 충전량에서의 소비동력은 Sample A에서 Base 대비 103%, Sample B에서 97%, Sample C에서 82%로 나타났다. 즉, 알루미늄 열교환기를 사용한 시료에서 소비동력이 작게 나타나고 특히 큰 응축기를 사용한 Sample C에서 현저히 작게 나타났다.

(3) 최적 충전량에서의 성적계수는 Sample A의 경우 Base 대비 97%, Sample B에서 109%, Sample C에서 128%로 나타났다. Sample C에서 성적계수가 크게 증가한 이유는 소비동력이 다른 시료에 비하여 작기 때문이다. 최적 냉매량에서 증발 압력은 세 시료 모두에서 유사한 반면 응축 압력은 Sample A, Sample B, Sample C순으로 낮아지고 이러한 응축 압력의 감소로 인하여 소비동력도 감소한 것으로 판단된다.