1. 서론

최근 들어 삶의 수준 향상에 따라 냉방에너지의 사용이 급격히 증가하고 있다. 건물의 냉방에는 압축식 냉동기가 주를 이루고 있지만 전력 수급 불균형, 오존층 파괴와 같은 문제로 흡수식 냉동기도 많이 보급되고 있다. 건물용 흡수식 냉동기는 재생기, 증발기, 흡수기 및 응축기 등의 열교환기들로 구성되며 냉매로는 물을, 흡수제로는 LiBr 수용액을 사용한다. 흡수식 냉동기의 열교환기는 관군으로 구성되며 유하 액막을 형성하여 열 및 물질 전달을 수행한다. 유하 액막식은 만액식에 비하여 열교환기내 압력 변화가 적고 냉매 사용량이 감소하는 장점이 있다.^[1,2] 유하 액막식 열교환기는 냉동기 외에도 화공 플랜트, 식품 농축 설비, 해수 담수화 장치 등에 널리 사용된다.

그간 수평관 외부 액막에서의 증발 열전달에 대해서는 다수의 연구가 수행되었다. 평활관의 경우 액막 증발시 열전달계수는 Nusselt^[3]의 응축 열전달계수보다 다소 높게 나타나는데 이는 관 상부에서 일어나는 분류 충돌(jet impingement), 유량에 따른 대류 효과 때문으로 알려져 있다.^[1,2] 한편 액막 증발시 유량이 너무 많으면 액막의 두께가 두꺼워져 전열 성능이 감소하고 유량이 너무 적으면 액막이 관 표면을 충분히 적시지 못하기 때문에 드라이아웃(dryout)이 발생하여 전열 성능이 감소한다. 또한 열유속이 높아지면 액막 내부에서 핵 비등이 발생하기도 하는데 이 경우 열전달계수는 급격히 증가한다.^[1,2] 따라서 작동 열유속이 낮은 경우는 널링, 핀 성형 등을 통하여 대류 열전달을 증가시키고 열유속이 높은 경우는 다공성 표면을 성형하여 비등을 촉진하는 방안이 검토되고 있다.

본 연구에서와 같이 물을 작동 유체로 사용하는 수평관의 액막 증발 촉진에 대한 연구는 다음과 같다. Sideman et al.^[4]은 사각 단면(1.0 mm×1.0 mm×1.0 mm)의 낮은 핀이 가공된 원관의 증발 성능이 평활관보다 100% 정도 향상됨을 보고하였다. 또한 Han and Fletcher^[5]는 높이 1 mm 정도의 삼각형 그루브가 가공된 원관에서 평활관에 비하여 50%~120% 가량 향상된 열전달계수를 얻었다고 보고하였다. 한편 Chyu and Bergles^[6]는 압축식 냉동기에 주로 사용되는 상용 전열 촉진관(High-Flux, GEWA-T, 1024 fpm 낮은 핀관)에 대한 실험에서 GEWA-T와 낮은 핀관의 전열 성능은 평활관보다 100%~200% 높게 나타났다고 보고하였다. High-Flux는 이들보다 다소 못하였다. GEWA-T는 낮은 핀관을 추가 가공하여 핀을 T형으로 한 관이고 High-Flux는 미세 금속 입자를 표면에 소결한 관이다. 최근 들어 Li et al.^[7,8]은 관 외측에 삼차원 돌기가 형성된 촉진관에 대하여 액막 증발 실험을 수행하고 낮은 액막 유량에서 평활관에 비하여 최대 6배의 증발 열전달계수를 얻었음을 보고하였다. 하지만 액막 유량이 증가하면 증가율은 현저히 감소하였다. 또한 Zheng et al.^[9]은 초소수성 처리를 통하여 액막의 증발 열전달계수를 현저히(낮은 Reynolds 수에서 평활관의 4배) 증가시킬 수 있음을 보고하였다. 한편 Kwon et al.^[10]과 Son et al.^[1]은 국내에서 생산되는 삼차원 조도관(Notched관, Floral관, Low-Fin관, Endcross관)에 대한 실험에서 총괄 열전달계수가 평활관에 비하여 26%~80% 증가하였음을 보고하였다. 물 이외에도 압축식 냉동기에 사용되는 HCFC, HFC 냉매에 대한 액막 증발 촉진에 대한 연구도 다수 존재한다.^[12-15] 흡수식 냉동기의 고효율화와 소형화를 위해서는 전열 촉진관이 사용이 필수적이다. 특히 전열 촉진관은 형상의 미소한 차이가 성능에 현저히 영향을 미칠 수 있으므로 냉동기의 최적 설계를 위해서는 사용된 전열 촉진관의 열전달계수를 알아야 한다. 현재 국내에서는 Corrugated관을 위시하여 Floral관, Notched관, Notched-Floral관, Endcross관, Endcross-Corrugated 등이 흡수식 냉동기용으로 제조되고 있다. 따라서 이들의 성능에 대한 실험 데이터의 축적이 필요하다. 본 연구에서는 흡수식 냉동기에 사용되는 7종류의 전열 촉진관에 대하여 유하 액막 증발 실험을 수행하고 이들의 성능을 평가하였다.

2. 전열 촉진관

Table 1에 본 실험에서 사용되어진 8종류의 전열관의 형상과 제원을 나타내었다. 전열관의 전체길이는 2,200 mm이며 전열관 양단의 비가공부 길이는 각각 100 mm이고 가공부 길이는 2,000 mm이다. 평활관은 외경이 16.0 mm이고 내경은 15.0 mm인 동관이다. Corrugated관의 외경은 16.0 mm이고 내경은 15.0 mm인데 14.0 mm 핏치로 0.4 mm 깊이의 그루브가 가공되어 있다. Notched관의 외경은 16.0 mm, 내경은 14.5 mm이고 Fig. 1에 나타난 바와 같은 0.32 mm 높이의 삼차원 돌기가 26 fpi(fins per inch)의 핏치로 관 외측에 가공되어 있다. Endcross관은 Notched관과 유사하게 삼차원 돌기가 26 fpi로 외측에 가공되어 있으나 돌기 형상(Fig. 1 참조)과 높이(0.2 mm)가 다르다. Floral관은 Fig. 1에 나타난 바와 같이 평활관을 12각형 꽃잎 모양의 단면으로 가공한 관인데 관 내측의 수력 직경은 11.7 mm이다. Notched Floral관은 Notched관을 Floral 형상으로 2차 가공한 관이고 Endcross Floral관은 Endcross관을 Floral 형상으로 가공한 관이다. 마지막으로 Endcross Corrugated관은 Endcross 관에 Corrugated관과 동일한 그루브 핏치(14.0 mm)와 깊이(0.4 mm)로 가공한 관이다. Fig. 1에는 관의 내측 형상도 나타나 있다. Floral, Notched Floral, Endcross Floral관은 Floral 형상을 하고 있고 Endcross, Notched 관 내측에는 리브가 가공되어 있다. Corrugated, Endcross Corrugated관은 그루브가 가공되어 있다. 관 내측 형상의 상세한 제원은 Kim^[16]에 나타나 있다.

3. 실험 장치 및 방법

Fig. 2에 실험장치의 개략도를 나타내었다. 실험장치는 크게 시험부와 증발부 물 순환 시스템, 응축부 물 순환 시스템으로 구성된다. 시험부는 가로 200 mm, 세로 120 mm, 길이 2,000 mm의 직육면체로 중간에 설치된 격막을 기준으로 증발부와 응축부로 구분된다. 시험부는 두께 3.0 mm의 SUS 판재를 용접하여 제작되었고 측면에는 가시화를 위하여 직사각형의 관측창을 설치하였다. 증발 전열관과 응축 전열관은 시험부에 플랜지와 O-ring으로 체결된다. 증발 전열관 8 mm 상부에는 Fig. 3의 분배기(distributor)가 설치되어 전열관에 균일하게 유량을 공급한다. Fig. 3의 분배기는 상용 흡수식 냉동기에 사용되는 것이다.

증발부에서 증발된 수증기는 응축부로 이동하여 응축 전열관 외측에서 응축된다. 또한 증발부와 응축부 하부의 물은 순환 펌프에 의하여 분배기로 이송된다. 한편 분배기 입구의 물 온도는 순환 펌프와 시험부 사이에 설치된 열교환기에 의해 조절된다. 시험시 증발 전열관 내측에는 일정 유량의 고온수가, 응축 전열관 내측에는 냉각수가 흐르게 되는데, 물 순환 시스템은 항온수조, 순환 펌프, 질량유량계(Micro Motion), 유량조절 밸브로 구성된다. 한편 시험부 압력은 응축부 냉각수 온도를 변화시켜 조절하였다.

시험부 상부에는 압력 트랜스듀서를 장착하여 압력을 측정하였고, 전열관 입출구에는 각각 3개씩 열전대를 설치하여 물의 입출구 온도를 측정하였다. 실험장치는 외부로의 열손실을 최소화하기 위하여 약 30 mm 두께의 단열재로 단열하였다. 한편 실험장치의 기밀을 확인하기 위해 압축공기와 진공펌프를 이용하여 고압 상태 (5기압)와 저압 상태(진공)에서 누설여부를 확인하였다. 48시간 동안 시험부 내의 압력변화를 체크하여 시간당 0.1 kPa 이내로 시험부의 기밀을 유지하였다. 시험은 포화 온도(12℃)와 증발관 내측 입구 온수 온도(15℃)를 일정하게 유지시킨 상태에서 액막 유량을 변화시키며 수행되었다. 또한 시험 시 분배기 입구의 물 온도는 포화 온도와 동일하게 유지하였다. 일반적으로 흡수식 냉동기의 증발 온도는 5℃이나 본 실험 장치에서는 응축부가 단일 관으로 구성되어(냉각 능력이 부족하여) 포화 온도 5℃를 유지하지 못하였다. 피치 못하게 포화 온도와 관 내측 입구 온수 온도는 실험 장치(특히 응축부)의 능력 범위에서 결정되었다. 따라서 본 연구에서 얻어진 증발 열전달계수를 흡수식 냉동기 설계에 적용하려면 온도에 따른 물성치 변화를 고려하여야 한다. 이 부분은 논문의 후반에 논의하였다.

증발 열전달계수는 다음과 같이 얻어진다. 우선 증발 전열관 내부를 흐르는 온수의 유량과 입출구 온도로 부터 전열관의 열량을 계산한다.

전열관의 $UA$를 다음과 같이 구한다.

증발 열전달계수 $h_{o}$를 다음 식에서 구한다.

식 (4)에서 관 내측 열전달계수 hi는 본 연구의 전열촉진관에 대하여 얻어진 Kim^[16]의 상관식을 사용하였다.

식 (4)에서 전열촉진관의 관 내외측 전열 면적 $A_{i}$와 $A_{o}$는 관례적으로 전열 촉진관의 비 가공 평활부의 내면적과 외면적을 사용하였다. 또한 액막 유량은 아래의 액막 Reynolds수로 나타내었다.

계측장비의 오차는 질량유량계 ±0.1%, 열전대 ±0.1%, 압력계 ±0.15%이다. 실험 데이터에 대한 불확실성 해석^[17]을 수행한 결과 증발 열전달계수는 12.6%~17.6%의 오차값을 가진다.

4. 결과 및 고찰

Fig. 4에 8종 전열관의 총괄 열전달계수 $U_{o}$를 나타내었다. 총괄 열전달계수는 액막 유량이 증가함에 따라 다소 증가한다. 본 연구에서는 관 내측 유속을 1.0 m/s로 일정하게 유지하고 실험을 수행하였다. 따라서 총괄 열전달계수의 증가는 관 외측 열전달계수 $h_{o}$의 증가 때문으로 판단할 수 있다. 전열촉진관의 총괄 열전달 계수는 평활관 값보다 2.6%~57% 증가하였다. 상세하게는 Floral관에서 2.6%, Corrugated관과 Endcross관에서 12%, Notched관에서 21%, Floral관에서 26%, Endcross Floral관에서 34%, Notched Floral관에서 48%, Endcross Corrugated관에서 57% 증가하였다.

Fig. 5에 유속 1.0 m/s에서 식 (5)~식 (8)로부터 얻어진 관 내측 열전달계수를 나타내었다. Endcross와 Notched 관의 열전달계수가 평활관의 열전달계수보다 다소 큰데 이는 이들 관 내측에 리브가 형성되어 있기 때문이다 (Fig. 1 참조). 그 다음으로 corrugated관의 값이 크고 내측이 Floral 형상인 관들이(Floral, Notched Floral, Endcross Floral) 뒤를 잇는다. Endcross Corrugated관의 열전달계수는 평활관의 1.45배로 전열촉진관 중 가장 크게 나타났다. Endcross Corrugated관의 열전달계수가 동일한 그루브 형상을 가진 Corrugated관의 값보다 크게 나타난 이유는 관의 내경이 14.5 mm로 Corrugated 관의 15.0 mm보다 다소 작기 때문이다.

Fig. 6에 증발 열전달계수 $h_{o}$를 나타내었다. 증발 열전달계수는 액막 유량의 증가에 따라 증가함을 보여 준다. 액막 증발 열전달에서 열은 액막을 통하여 전달되므로 액막이 두꺼워지면(또는 액막 유량이 증가하면) 열전달계수는 감소한다. 하지만 액막의 유동이 난류이면 액막 유량의 증가에 따라 난류 효과에 의하여 열전달계수가 증가한다. 물의 관 외측 액막 유동에서 층류에서의 난류로의 천이 문제는 Chyu and Bergles^[18]에 의하여 검토되었는데 $R e_{f} > 363 \mathrm{Pr}^{-1.06}$이면 난류 유동이 된다고 보고하였다. 본 실험의 포화온도(12℃)에서 Prandtl 수는 8.6이고 윗 식에서 천이 Reynolds 수는 37이 된다. 따라서 본 연구의 액막 유량 범위(30 < $Re_{f}$ < 70)가 난류 영역에 속하므로 증발 열전달계수가 액막 유량의 증가에 따라 증가하는 것으로 판단된다.

한편 전열관 표면의 벽면 과열도가 기포 생성 조건을 만족시키면 전열면에서 비등이 일어나게 된다. 평활관 외측 액막 유동시 액막 두께 $\delta $는 다음 식에서 얻어진다^[18].

여기서 $\theta $는 원관 상부로 부터의 각도이다. 따라서 최소 액막 두께는 $\theta=90^{\circ}$인 측부에서 형성되고 식 (11)에 의하면 본 연구의 유량 범위 $0.0121 k g / m s \leq \Gamma \leq 0.0242 k g / m s$에서 최소 액막 두께는 0.16~0.20 mm가 된다. 이 값은 일반적으로 금속 표면에 존재하리라 예상되는 기공의 크기(수 $\mu m$)보다 월등히 크다. 따라서 액막 내부에서 기포가 형성될 수도 있다. 한편 반경 $r_{c}$인 기공에서 기포가 형성되는데 필요한 최소 벽면 과열도는 다음 식에서 구할 수 있다.^[19]

상기 식에 $r_{c}=30 \mu m$를 대입하고 포화온도 12℃에서 계산하면 $\Delta T=4.3^{\circ} \mathrm{C}$이다. 만일 $r_{c}$가 $10 \mu m$이면 $\Delta T=13.0^{\circ} \mathrm{C}$가 $50 \mu m$되고 이면 T=2.6^{\circ} \mathrm{C}$가 된다. 한편 본 실험의 경우 관 내측 온수 온도와 포화 온도의 최대 차이는 입구(온수 온도 15℃, 포화 온도 12℃)에서 형성되고 그 때 온도차가 3℃이다. Fig. 5와 Fig. 6에 나타난 평활관의 열전달계수로부터 관 내외측 열저항비를 구해보면 47%대 53%로 대략 반/반이되므로 실험시 형성된 벽면 과열도는 1.5℃를 넘지 않음을 알 수 있다. 이 값은 상기에서 논의된 이론적 최소 벽면 과열도보다 작으므로 벽면에서 기포 발생은 없으리라 예상된다. Fig. 7에 실험시 관측된 평활관의 액막 유동 사진을 나타내었는데 기포 발생이 없음을 확인할 수 있다. 한편 식 (11)은 층류 액막 유동에 해당하는 식으로 본 연구의 난류 유동에 적용하기는 무리가 있으나 대략적인 액막 두께를 예측해 보았다. 한편 실제 흡수식 냉동기의 증발기에서 포화온도는 5℃이고 순환수의 입구온도는 12℃이다. 이 경우 관 내외측 열저항비를 50% 대 50%로 하면 벽면 과열도는 3.5℃이다. 식 (12)에 이 갓을 대입하면 기포가 발생하는 기공의 크기가 $37 \mu m$가 되는데 이 값은 일반 전열관에서 관측되는 기공의 크기보다 훨씬 크다. 따라서 흡수식 냉동기의 증발기 설계 시에 비등 열전달을 고려하지 않아도 된다고 판단된다.

또한 액막 유동의 경우 직전 튜브에서 전열관 상부에 공급되는 액막의 유동 형태가 열전달계수에 영향을 미친다는 것이 알려져 있다. 액막 유량이 작은 경우에는 droplet 형태를 유지하고 유량이 증가하면 jet 형상이 되었다가 더욱 증가하면 sheet 형태로 변화한다. 본 연구의 유량 범위에서는 droplet 유동만이 관측되었는데 Fig. 7에서 droplet 유동을 확인할 수 있다. 한편 Hu and Jacobi^[20]는 물, 에틸렌 글리콭 등을 이용한 액막 유동 관측을 통하여 하기의 유동 천이에 관한 식들을 제시하였다.

상기 식에 의하면 droplet에서 jet 유동으로의 천이 Reynolds 수는 86이므로 본 연구의 관측 결과와 일치한다.

Fig. 8에 평활관의 열전달계수를 기존 상관식들의 예측치와 비교하였다. 이들 상관식은 물에 대한 실험 데이터를 기반으로 개발된 식으로 다음과 같다.

Fig. 8은 상관식들이 실험 데이터를 과소 예측함을 보여준다. Parkern et al.^[21] 상관식은 평균 16% 과소예측하고 Sernas^[22] 상관식은 27%, Hu and Jacobi^[24] 상관식은 22% 과소예측한다. 이는 상관식들의 적용 Reynolds 수가 본 실험의 값보다 현저히 크기 때문으로 판단되는데 Parken et al.^[23] 상관식의 적용범위는 1000 < $Re_{f}$ < 7000이고, Sernas 상관식^[23]은 1150 < $Re_{f}$ < 6040이다. Hu and Jacobi 상관식^[23]은 droplet 유동에 적용 가능한 식으로 본 연구의 실험 범위에 해당된다. Fig. 8은 Reynolds 수가 높아질수록 본 실험 데이터와 Hu and Jacobi 상관식이 근접함을 보여준다.

Fig. 6의 증발 열전달계수를 살펴보면 Floral관의 값이 가장 낮고(평활관의 88% 수준) 평활관과 Corrugated 관은 유사한 값을 보인다. 그 다음에 Endcross관이 평활관 보다 18% 높고, Endcross Floral관과 Notched관이 38%, 39%, Endcross Corrugated관이 70%, Notched Floral관이 72% 높게 나타났다. 이로부터 다음과 같은 사실을 유추할 수 있다. 첫째로 Endcross 형상보다는 Notched 형상이 액막 증발 촉진에 더 적당하다. 이는 Notched관과 Endcross관의 비교, Notched Floral관과 Endcross Floral관과의 비교에서 확인할 수 있다. Fig. 1에 보여지듯이 Endcross관의 돌기 형상은 매끈한 반면 Notched관의 돌기는 복잡한 형상을 하고 있어 액막 내 난류 유동 촉진 및 혼합에 보다 적절한 형상으로 판단된다. 둘째로 Floral 형상은 복합적인 경향을 보인다. 평활 표면인 경우는 Floral 형상이 열전달계수를 감소시키는 반면 Notched나 Endcross처럼 돌기 표면에는 Floral 형상이 열전달계수를 촉진한다. Fig. 1에 보여지듯이 Floral 형상은 관의 축 방향으로 평행하게 가공되어 있어 수직 방향으로의 액막 흐름을 단속하여 관 하부로의 유량 공급이 원활하지 않을 것으로 예상된다. 평활 표면의 경우는 이로 인하여 평활관보다 Floral관의 열전달계수가 감소하는 것으로 판단된다. 하지만 Notched나 Endcross처럼 돌기 표면의 경우는 삼차원 돌기 사이를 통하여 관 하부로의 액막 흐름이 원활하게 이루어지고 더불어 Floral 형상이 축 방향으로의 유량 분배도 원활하게 하여 열전달계수가 증가하는 것으로 판단된다. 셋째로 Corrugation 형상도 액막 증발 촉진에 복합적이다. 우선 평활 표면의 경우는 크게 도움이 되지 않는다. 특히 본 실험과 같이 액막 유동이 난류일 경우는 Corrugation에 의한 부가적인 난류 촉진은 큰 도움은 되지 않는 것으로 나타났다. 하지만 Endcross Corrugated관의 경우를 보면 Endcross관에 Corrugation 가공을 함으로써 Endcross관의 열전달계수를 1.70배 향상시켰음을 알 수 있다. 한편 Endcross관에 Floral 가공을 한 경우는 1.39배 향상되었다. 이로부터 돌기 표면의 경우 Floral 보다는 Corrugation이 더욱 효과적일 수 있음을 일 수 있다. 마지막으로 상기 결과들을 종합하여 Endcross 형상보다 성능이 좋게 나타난 Notched 형상에 Corrugation 가공을 하면(Notched Corrugated관) 지금보다 좀 더 향상된 열전달계수를 얻을 수 있을 것으로 예상된다.

본 연구에서는 단관의 액막 증발 열전달에 대해서 살펴보았다. 실제 증발기는 관군으로 되어 있고 따라서 전체 관군을 적절히 적셔주지 않으면 열전달계수가 현저히 감소한다. 관군에서는 하부로 갈수록 유량이 감소하고, 유량도 관의 중심부로 모이는 경향이 있어 액막을 관의 축 방향으로 퍼지게 하는 것이 중요하다. 따라서 전열촉진관의 형상도 이를 고려하여야 하는데 본 연구의 촉진 형상 중에는 Floral 형상이 이에 도움이 될 것으로 판단된다.

한편 본 연구에서는 실험장치의 제한으로 인하여 포화 온도 12℃에서 실험을 수행하였다. 하지만 실제 흡수식 냉동기 증발기의 포화온도는 5℃이므로 설계시 이에 대한 보정이 필요하다. 보정은 포화 온도 변화에 따른 물성치 변화를 고려하고 열전달계수 상관식을 이용하여 수행할 수 있다. 12℃에서의 열전달계수 대비 5℃에서의 열전달계수의 증가량은 Parken et al.^[21]의 상관식 식 (14)를 사용하면 36%이고 Sernas^[22]의 상관식 식 (15)를 사용하면 41%, Hu and Jacobi^[23]의 상관식 식 (16)을 사용하면 57%가 된다.

5. 결 론

본 연구에서는 국내에서 생산되는 7종류의 흡수식 냉동기용 전열촉진관에 대하여 액막 증발 열전달 실험을 수행하였다. 시험은 포화 온도(12℃)와 증발관 내측 입구 온수 온도(15℃)를 일정하게 유지시킨 상태에서 액막 유량($0.0121 k g / m s \leq \Gamma \leq 0.0242 k g / m s$)을 변화시키며 수행되었다. 이 때 분배기 입구의 물 온도는 포화 온도와 동일하게 유지하였다. 주된 결론은 다음과 같다.

(1) 증발 열전달계수는 Floral관의 값이 가장 낮고(평활관의 88% 수준) 평활관과 Corrugated관은 유사한 값을 보인다. 그 다음에 Endcross관이 평활관 보다 18% 높고, Endcross Floral관과 Notched관이 38%, 39%, Endcross Corrugated관이 70%, Notched Floral관이 72% 높게 나타났다.

(2) Endcross 형상보다는 Notched 형상이 액막 증발 촉진에 더 적당하다. 한편 Floral과 Corrugate 형상의 경우는 평활 표면에서는 열전달계수를 감소시키나 Notched나 Endcross처럼 돌기 표면에서는 열전달계수를 촉진 한다.

(3) 상기 결과들을 종합하여 Endcross 형상보다 성능이 좋게 나타난 Notched 형상에 Corrugation 가공을 하면 (Notched Corrugated관) 지금보다 좀 더 향상된 열전달계수를 얻을 수 있을 것으로 예상된다.

(4) 전열촉진관의 총괄 열전달계수는 평활관 값보다 2.6%~57% 크게 나타났다. Floral관에서 2.6%, Corrugated 관과 Endcross관에서 12%, Notched관에서 21%, Floral관에서 26%, Endcross Floral관에서 34%, Notched Floral관에서 48%, Endcross Corrugated관에서 57% 증가하였다.