기호설명

1. 서 론

지구온난화에 의한 기후 위기⁽¹⁾ 문제가 대두되면서 세계 각국은 탄소중립을 실현하고자 노력하고 있다. 에너지 저장, 미활용 에너지 하베스팅, 신재생 에너지, 청정 연료로의 전환, 에너지 고효율화 등이 탄소 배출 저감을 위한 전략 기술로서 수립되었다. 에너지 설비 중 열교환기는 폐열을 이용하거나 에너지 효율을 증가시키기 위한 주요 장치로서 고려되고 있으며 기존의 시스템이나 작동유체가 친환경적인 구성으로 변경됨에 따라 최적화 및 고효율화하기 위해 지속적으로 연구되고 있다. 담수화, 화학, 냉동, 석유 정제 등의 분야에서 널리 사용되는 유하액막식 증발기는 관 표면에 액체를 뿌리고 증발시켜 관 내 유체의 열에너지를 흡수하는 장치이다. 이 증발기는 만액식 증발기에 비해 열전달 성능은 뛰어나고 사이즈, 냉매 충전량 그리고 유지 비용 등이 작아 효율이 더 좋은 증발기로 평가받고 있다.⁽²⁾

이 열교환기에서 냉매액은 분배기에 의해 튜브 표면 위에 떨어지며 냉매액은 부분적으로 액막을 형성하며 흐르다가 물방울의 형태로 다음 행의 튜브로 떨어진다. 냉매액의 유량이 변화하면 튜브 표면의 젖음률과 액막 두께 등이 변화할 뿐 아니라 다음 행의 관으로 흐르는 냉매액의 유동 양상도 변화한다. 그리고 튜브 내의 물과 냉매 사이의 열유속이 높은 조건에서는 핵비등 열전달 현상이 나타나 유하액막식 증발기 내의 거동이 더욱 복잡해진다. 이 증발기 내의 열전달 현상은 복잡 하므로 열전달 특성을 이해하고 전반적인 거동을 예측하기 위해 다양한 연구가 수행되어 왔다. Kwon et al.⁽³⁾은 젖음률에 영향을 많이 미치는 파라미터인 전열관의 형상을 5가지로 변경해가며 시험하였고 그들의 실험에서 가공된 관의 열전달계수가 평활관보다 약 26~80% 만큼 더 뛰어났다. Li et al.⁽⁴⁾은 4종류의 전열관을 시험하였고 가공된 관에서 액막 유량이 증가함에 따라 열전달계수가 증가하다 임계점을 지나면 상당히 감소할 수 있음을 보였다. Koroglu et al.⁽⁵⁾은 친수성 처리된 관, 다공성 층이 코팅된 관 그리고 평활관(plain tube) 등을 비교하였고 높은 젖음성과 얇은 액막으로 인해 친수성 처리된 관의 성능이 가장 뛰어났다. Shen et al.⁽⁶⁾은 유하액막식 증발기에서 bundle-depth effect를 조사하였고 액막 유량이 감소할수록 전열관 열 수의 증가에 의한 열전달 감소 영향이 더 많이 나타난다고 주장하였다. Jalil and Goudarzi⁽⁷⁾은 여러 종류의 튜브 내 삽입물의 영향을 조사하였고 관 내부 삽입물에 의해 관내의 누셀수가 최대 73%까지 증가하는 것으로 나타났다. Olbricht and Lu⁽⁸⁾은 액막 유량을 변경하며 여러 유동 양상 조건에서 증발기 성능을 조사하였고 droplet 유동일 때 jet 유동보다 액막 레이놀즈수가 누셀수에 미치는 영향이 더 증가함을 보였다. 전열관의 7가지 종류에 대해 성능을 비교하였던 Park et al.⁽⁹⁾의 실험에서는 floral과 corrugate 형상을 평활관에 적용 시 열전달계수가 감소하였지만 notched나 end-cross와 같이 돌기가 있는 표면에 적용 시에는 열전달계수가 증가하는 것으로 나타났다.

상기와 같이 유하액막식 증발기에 대해 다양한 연구들이 수행되었다. 그러나 유하액막식 증발기에 대해 다양한 문헌들을 조사하였던 Ribatski and Jacobi⁽¹⁰⁾은 아직 기본적인 메커니즘이 명확하지 않으며 핵비등의 시작 조건이 모호하고 관이 가공됨에 따른 성능 증가율에 대한 신뢰성이 부족하다고 지적하였다. 본 연구에서는 여러 타입의 전열관을 가지는 각각의 증발기로 작동 조건에 따라 열전달 성능이 어떻게 변화하는지 조사하였다. 본 연구의 결과는 유하액막식 증발기에서 일어나는 메커니즘을 이해하고 유하액막식 증발기의 설계에 활용할 수 있는 데이터를 확보하는데 기여할 수 있을 것으로 기대된다.

2. 실험장치 및 방법

유하액막식 증발기 시료는 Fig. 1에 나타나 있으며 평가 장치에 설치되어 단열하기 전의 모습을 보여준다. 냉수 측의 입출구는 항온수조와 후렉시블 호수로 연결되었으며 뒤편의 응축기는 증발기로부터의 증기 흐름을 원활하게 하기 위해 약 30 cm의 직경을 가지는 댐퍼로 연결되었다. 증발기 전면 쉘에는 내부 유동과 하부의 수위를 관찰하기 위해 일곱 개의 가시화 창이 설치되었다. 증발기 시료 내에는 1 m 길이를 가지는 20개의 전열관이 2단 10열의 정렬(in-line)로 배열되어 있다. 관들의 간격은 가로 피치가 20 mm이고 세로 피치가 26 mm이다. 이 관 내의 냉수는 2개의 입출구를 가지는 2 circuit 수로 흐르도록 유로가 구성되어 있다. 전열관의 형상에 따른 영향을 살펴보기 위해 전열관의 형상만 다른 4가지의 유하액막식 증발기가 준비되었다.

Fig. 2는 시료로 사용되는 평활관과 가공관들에 대해 전체적인 모습과 확대된 표면의 모습을 보여준다. 평활관(plain tube)의 외경은 15.9 mm이고 다른 관들은 이 관의 표면을 가공하여 제작되었다. End-cross 관은 평활관에 사각형의 돌기가 있는 형상이고 end-dimple 관은 end-cross 관보다 더 많은 돌기가 형성된 모습이다. end-dimple floral 관은 end-dimple 관의 형상에서 원형의 관이 아니라 꽃무늬 모양의 관으로 가공되어 있다. 준비된 시료 형상으로부터 돌기의 영향과 관 모양의 영향을 살펴볼 수 있다.

유하액막식 증발기의 거동을 살펴보기 위해서는 다양한 운전조건에서 열전달 성능을 평가할 필요가 있다. 냉매 및 물의 입구 온도, 증발 압력, 액막 유량 그리고 관내 물의 유량 등의 조건을 변경해가며 증발기의 성능을 평가하기 위해 Fig. 3과 같이 실험장치를 구축하였다. 항온수조를 이용하여 증발기로 유입되는 물의 온도가 제어되고 펌프의 회전수와 바이패스 라인의 밸브로 물의 유량이 제어된다. 증발기 내의 냉매(물)는 상부의 분배기에 의해 전열관 다발의 표면으로 떨어지며 하부에 고이는 냉매는 펌프에 의해 다시 증발기 상부로 순환된다. 이 때, 냉매의 액막 유량은 펌프의 회전수와 밸브로 제어된다. 그리고 응축기가 증발기 옆에 설치되어 응축시키는 증기량에 따라 증발기 내의 압력이 제어된다. 응축량을 제어하기 위해 응축기 관 내의 유체 온도는 조건에 따라 0℃ 이하가 필요하므로 응축기와 연결되는 항온수조에는 Therminol D-12가 작동유체로서 사용되었다. 실험 조건은 흡수식 시스템에서 운전되는 유하액막식 증발기의 운전 조건을 참조하여 Table 1에 나타내었다. 각 파라미터들의 가운데 조건이 기준 조건에 해당되며 이 조건으로부터 각 파라미터들을 변경해가며 성능에 미치는 영향을 분석하였다. 4종류의 증발기가 평가되었고 각 시료마다 파라미터들을 3 또는 5단계로 제어하여 평가되므로 총 72가지의 실험이 수행되었다.

실험장치의 냉매 측은 진공상태로 만든 후 증류수(DI water)를 주입하였고 항온수조는 물의 냉각 및 가열에 시간이 더 걸리므로 제일 먼저 동작되었다. 펌프와 항온수조를 동작시켜 안정화시킨 후 증발기의 작동 조건이 실험 조건에 도달하지 않으면 제어부를 다시 조작하는 과정을 반복하였다. 정상 상태에 도달하였을 때, 증발기의 모든 작동 조건이 실험 조건과 일치하면 약 10분간의 데이터의 평균치를 계산하여 실험 결과로서 분석하였다. 한 조건의 실험이 끝나면 응축기 하부에 있는 냉매액을 다시 증발기로 유입시키고 다음 실험을 진행하였다.

증발기의 열전달 성능은 열전달률과 누셀수를 지표로 하여 분석되었다. 열전달률은 냉수측의 온도와 유량 값으로부터 식(1)을 사용하여 계산되었다.

증발기의 총괄 열저항은 식(2)와 같이 증발기의 열전달률과 냉수 및 냉매의 대수평균온도차를 통해 계산하였다.

증발기에서 대부분의 열저항은 관의 내측과 외측의 대류 열저항에 있으므로 관 외측의 열전달계수는 식(3)으로 구할 수 있다.

여기서 관 내측의 열전달계수는 관 내의 유속만 변경하여 얻은 실험 데이터들로 Wilson plot⁽¹¹⁾ 방법을 사용하여 계산되었다. 가공관 외측의 열전달면적은 측정하기 어려우며 튜브 종류에 따른 비교를 용이하게 하고 실용적인 데이터를 얻기 위해 튜브 종류에 상관없이 평활관의 면적이 관 외측 면적으로 사용되었다. 결과적으로, 관 외측의 열전달 성능에는 액막이 형성되는 대류 조건에서 주로 정의되는 식(4)의 누셀수가 사용되었다.

관 표면 외측에서 액막을 형성하며 흐르는 냉매에 대한 액막 레이놀즈수는 식(5)와 같이 정의된다.

Table 1에서 나타낸 것처럼, 증발기의 운전 조건 변수는 냉수 유속, 냉수 입구 온도, 액막 레이놀즈 수, 증발 온도가 있으며 각 조건에서 4종류의 전열관이 평가된다. 동일한 운전 조건일지라도 관의 종류에 따라 전열관 표면의 젖음률과 액막 두께가 다르기 때문에 열전달 성능이 다르다. 전열관에 따라 냉수 출구 온도가 다르게 되고 이 차이는 열전달률의 차이로 드러난다. 그리고 전열관에 따라 다르게 계측되는 열전달률과 대수평균 온도차로 상기의 식(1)~식(4)에 의해 누셀수가 계산된다.

흡수식 시스템의 운전조건은 진공상태에서 냉수 출구와 냉매의 온도차가 약 2℃ 정도로 작기 때문에 열전달 성능을 정확하게 계측하기 어려운 조건이다. 특히 대수 평균온도차의 값에 영향이 많이 받는 누셀수는 냉수 출구온도와 냉매 증발온도에 영향을 많이 받는다. 이에 따라 정확도가 높은 측온저항체(RTD)를 사용하여 온도를 측정하였다. 계측기의 정확도와 제어의 변동성 등을 고려하여 온도, 압력, 그리고 유량의 불확실도는 각각 ±0.3℃, ±0.761 torr, ±0.062 ㎥/h로 평가되었다. 열전달률과 누셀수의 실험결과에 대한 신뢰성을 확보하기 위해 기준 조건에서 반복 실험을 수행하였고 Fig. 4와 같이 나타났다. End-cross tube에 대해 열전달률과 누셀수의 실험오차가 각각 ±468 W, ±0.101로 가장 높게 평가되었다.

3. 결과 및 토론

운전조건이 변경됨에 따라 증발기 내의 유동 양상이 변화하거나 핵비등이 발생하면 열전달 성능이 상당히 변화하므로 확인할 필요가 있다. 증발기의 가시화 창으로 내부 유동을 관찰하였을 때, 실험 조건인 액막 레이놀즈수가 20~100 범위에서 Fig. 5와 같은 droplet 유동이 관찰되었다. 실험결과를 정리하면 열유속의 범위는 4.1~10.9 kW/㎡이었으며 모든 실험조건에서 핵비등 현상은 관찰되지 않았다. 그리고 운전조건이 변경됨에 따라 열전달 성능이 급격히 변화하는 지점이 관찰되지 않았다. 그러므로 분석되는 데이터들은 핵비등이 일어나지 않은 droplet 유동에서의 결과라고 판단된다.

Fig. 6은 기준 조건에서 냉수 측의 운전 조건을 변경하였을 때의 결과이다. Fig. 6(a)는 증발기 관내 냉수의 속도에 따른 증발기의 열전달률과 관 외측의 누셀수를 나타낸다. 냉수의 속도가 증가함에 따라 관내의 열전달 성능과 두 유체의 온도차가 증가하므로 증발기의 열전달률이 증가하였다. 냉수의 유속이 가장 작은 0.5 m/s일 때에는 열용량이 작아 냉수의 출구 온도가 관의 종류와 상관없이 증발온도 5℃에 가까운 5.7~6.2℃로 나타났다. 그러므로 냉수의 유속이 작을 때에는 각 전열관에 따른 열전달률의 차이가 나타나지 않다가 냉수의 유속이 증가함에 따라 냉수가 열교환 할 수 있는 열용량이 커지면 열전달률의 차이가 두드러지게 나타났다. 냉수의 속도를 기준조건에서 0.5 m/s로 50%만큼 감소시켰을 때, 열전달률은 평균적으로 약 43.9%만큼 감소하였으며 1.5 m/s로 50%만큼 증가시켰을 때 열전달률은 평균적으로 약 35.8%만큼 증가하였다. 관 외측의 조건은 일정하므로 냉수의 속도가 변함에 따른 누셀수의 유의미한 변화는 나타나지 않았다. Fig. 6(b)는 증발기 관내 냉수의 온도에 따른 증발기의 열전달률과 누셀수를 나타낸다. 냉수의 온도가 증가함에 따라 냉매와 냉수의 온도차가 증가하므로 열전달률이 증가하였다. 냉수의 온도가 12℃에서 14℃로 증가하였을 때, 증발기 입구에서 두 유체의 온도차는 7℃에서 9℃로 28.6%만큼 증가하고 증발기의 열전달률은 평균적으로 약 27.7% 증가하였다. 냉수의 온도가 12℃에서 10℃로 감소하였을 때, 증발기 입구에서 두 유체의 온도차는 7℃에서 5℃로 28.6%만큼 감소하고 증발기의 열전달률은 평균적으로 약 28.6%만큼 감소하였다. 냉수 속도와 마찬가지로 냉수 입구 온도가 변함에 따른 누셀수의 유의미한 변화는 나타나지 않았다.

Fig. 7은 기준 조건에서 냉매 측의 운전 조건을 변경하였을 때의 결과이다. 왼편의 Fig. 7(a)는 냉매 측의 액막 레이놀즈수에 따른 열전달률과 누셀수를 나타낸다. 평활관에서 액막 레이놀즈수가 60보다 커지면 열전달률의 증가는 적고 80보다 커지면 거의 증가하지 않으며 오히려 감소하는 것처럼 보인다. End-cross 관에서는 액막 레이놀즈수가 40보다 커지면 열전달률이 거의 증가하지 않았고 End-dimple 이나 End-dimple floral 관에서는 액막 레이놀즈수가 증가함에 따라 열전달률이 오히려 감소하였다. 이 경향은 누셀수에서도 비슷하였다. 액막 레이놀즈수가 증가함에 따라 전열관 표면의 젖음률 증가와 액막 두께의 증가가 동시에 일어난다. 액막 레이놀즈수가 낮을 때에는 젖음률 증가에 의한 열전달 증가가 지배적이지만 액막 레이놀즈수가 높아질수록 젖음률은 덜 증가하며 액막 두께 증가에 의한 열전달 감소가 두드러지게 나타난다. 따라서 열전달 성능이 최대가 되는 임계 레이놀즈수가 존재하며 본 실험에서는 전열관 표면에 돌기가 많고 형상이 복잡할수록 임계 레이놀즈수가 감소하는 것으로 나타났다. 평활관, end-cross, end-dimple 관일 때 누셀수가 최대인 액막 레이놀즈수는 각각 80, 40, 40으로 나타났으며 end-dimple floral 관에 대한 액막 레이놀즈수는 20 이하일 것으로 판단된다. 액막 레이놀즈수가 증가함에 따라 각 전열관의 누셀수는 유사한 값으로 수렴한다. 액막 레이놀즈 수가 증가하면 전열관 표면의 젖음률과 액막 두께의 상태가 유사해지는 것으로 판단되며 이 경향은 원형관의 형상인 plain, end-corss, end-dimple 관들 사이에서 더 두드러진다. Fig. 7(b)는 냉매 측의 증발 온도에 따른 열전달률과 누셀수를 나타낸다. 증발 온도가 증가하면 냉수와 냉매의 온도차가 감소하여 열전달률이 감소한다. 증발 온도가 3℃에서 7℃로 증가하였을 때, 증발기 입구에서 두 유체의 온도차는 9℃에서 5℃로 44.4%만큼 감소하고 증발기의 열전달률은 평균적으로 약 39.1%만큼 감소하였다. 한편, 증발 온도가 3℃에서 7℃로 변화하는 동안 누셀수는 평균적으로 약 8.8% 증가하였다. 전열관 형상에 따른 영향을 종합적으로 살펴보면 가공관들은 평활관보다 열전달 성능이 항상 뛰어났다. 그리고 평활관과 가공관 사이의 열전달률 차이보다 가공관들 사이의 열전달률 차이는 작았다. 가공관의 열전달률이 평활관보다 평균적으로 약 16.3%만큼 컸으며 가공관 끼리의 열전달률 차이는 6% 내외로 나타났다. End-cross, end-dimple, end-dimple floral 관들의 누셀수는 평활관보다 평균적으로 각각 13.1%, 26.5%, 46.9%로 더 크게 나타났다.

4. 결 론

본 연구에서는 흡수식 냉동기용 유하액막식 증발기에서 운전조건과 전열관 형상이 열전달 성능에 미치는 영향을 살펴보았다. 실험 시 가시화 창을 통해 모든 실험조건에 대해 droplet 유동이고 핵비등이 발생하지 않는 조건에서 실험되었음을 확인하였다. 전열관 표면에 돌기가 많고 형상이 복잡할수록 열전달 성능이 최대가 되는 임계 레이놀즈수가 감소하는 것으로 나타났다. 평활관, end-cross, end-dimple관 순으로 누셀수가 최대가 되는 레이놀즈수는 각각 80, 40, 40이었고 end-dimple floral 관에 대한 레이놀즈 수는 20 이하에 존재한다고 판단되었다. 가공관들의 열전달률은 평활관보다 평균적으로 약 16.3% 더 컸으며 가공관 끼리의 열전달률 차이는 6% 내외로 나타났다. 전열관의 성능은 형상이 복잡할수록 뛰어났다. End-cross, end-dimple, end-dimple floral 관들의 누셀수는 평활관보다 평균적으로 각각 13.1%, 26.5%, 46.9%로 더 크게 나타났다.