2.1 액체식 제습 시스템

일반적인 액체식 제습 시스템은 Fig. 1(a)와 같이 제습부, 재생부, 열원부로 구성되어있다. 낮은 수증기 분압을 갖는 제습 수용액은 제습부에서 덥고 습한 공기로부터 수분을 받아 농도가 묽어진다. 묽어진 수용액은 재생부로 보내지며, 수용액에 포함된 수분을 공기 중으로 방출한다. 제습 수용액은 재생 과정을 통해 제습에 충분한 농도로 회복되며 다시 제습부로 보내진다. 적절한 제습 및 재생 성능을 위해 공기와 수용액 사이의 수증기 분압 차를 적절히 조성하는 것이 중요하며, 수용액의 온도 조절을 통해 수용액 내 수증기 분압을 조절한다. 따라서 수용액은 제습부와 재생부로 유입되기 전 각각 냉각 및 가열되며, 이에 필요한 에너지를 최소화하기 위해 제습부와 재생부를 통과한 수용액 사이에 열교환기가 위치하고 있다. 이와 같이 액체식 제습 시스템은 제습과 재생을 반복하는 수용액 순환 사이클 운전으로 이루어진 열 구동 기반의 시스템이다.

액체식 제습 시스템의 성능은 수용액과 공기의 접촉 면적에 영향을 받기 때문에 Fig. 1(b)와 같이 제습/ 재생부에 종이 재질의 충진재가 있는 충진탑형으로 제안되어왔다. 충진재에 수용액이 분사되면 공기가 수용액으로 인해 적셔진 충진재를 통과하며 공기와 수용액이 접촉하는 방식이다. 충진재는 종이 재질의 삼각형 적층 구조로 이루어져 있어 좁은 부피 대비 넓은 표면적을 확보할 수 있고, 이에 따라 제습/재생에 충분한 접촉 면적 확보가 용이하다.

Fig. 1 Liquid desiccant system.

2.2 제습부 해석 모델

일반적인 액체식 제습 시스템의 제습/재생 성능은 공기와 수용액 사이의 열과 물질 전달 해석으로 계산될 수 있다. 그러나 수치해석을 통한 열 및 물질 전달 해석은 매우 복잡하므로 많은 선행 연구들에서 식(1)과 같이 제습 효율을 정의하여 실험을 통한 제습 효율 예측 모델을 제안하였다. 제습 성능은 유입 공기의 온도와 습도, 수용액 온도 및 농도, 액기비 등에 따라 변화하기 때문에 선행 연구에서 제안된 제습 효율 예측 모델은 식(2)와 같이 공기의 온습도, 수용액의 온도 및 농도, 액기비 등의 함수로 정의되었다.(4,5)

3.1 실험 장비

본 연구에서 실험에 사용된 장비는 Fig. 2와 같다. 공기는 외기 모사 챔버에 의해 실험 조건에 맞게 조성된 후 덕트를 통해 제습부 내부로 유입된다. 이후, 제습부 내부에서 원심식 분무기에 의해 미세하게 분사된 제습 수용액과 접촉하며 제습되고, 비산 방지를 위한 엘리메니터를 통과하여 제습부 외부로 토출된다. 수용액은 냉각기를 통해 목표 온도까지 냉각되어 제습부 내부에 위치한 원심식 분무기 수조로 유입된다. 수조로 유입된 수용액은 원심식 분무기에 의해 미세한 입자로 분사되며, 제습 과정 이후 중력에 의해 제습부 바닥에서 모여 배수관을 통해 배수된다.

Fig. 2(a)는 실험 장비 배치 및 센서 위치를 나타낸다. 제습 성능을 평가하고, 기존의 충진탑형 액체식 제습 시스템과 부하 비교를 위해 제습부 유입 및 토출 공기의 온습도 및 풍량, 수용액의 온도와 밀도를 측정하였으며 사용된 센서는 Table 1과 같다. Fig. 2(b)는 실험에 사용된 제습부, Fig. 2(c)는 외기 모사 챔버이다.

Fig. 2 Experimental setup.

3.2 실험 조건 및 성능 평가 지표

수용액 원심분사 기술이 적용된 제습부 성능 평가를 위한 실험 조건은 Table 2와 같다. 유입 공기와 온도는 TMY2 서울 외기 데이터 중 제습이 필요한 여름철 기간에 가장 높은 온습도(34℃, 0.025 kg/kg)와 낮은 온습도(20℃, 0.010 kg/kg)를 갖는 조건으로 설정하였다. 제습 수용액은 제습 성능을 보일 수 있는 평형 절대습도를 갖는 조건으로 설정하였으며, 이때의 온도 및 농도는 선행 문헌을 참고하였다.⁽³⁾ 특히 수용액 온도는 20℃와 28℃, 농도는 20%와 38%로 각각 두 조건을 선정하여 수용액 온도 및 농도에 따른 제습 성능 변화를 분석하고자 하였다. 마지막으로, 수용액의 유량은 원심식 분무기 성능에 따라 1L/hr 로 공급되었으며, 공기 풍량을 5단계로 조절하여 약 0.003부터 0.02까지 다양한 액기비에서 제습 성능을 분석하고자 하였다. 이때의 공기 풍량은 비산 방지를 위해 면풍속 2.5 m/s 이하가 되도록 설정하였다. 실험은 유입 공기 2 case, 공기 풍량(액기비) 5 case, 수용액 온도 및 농도 각 2 case 씩 총 40 case로 계획되었으며 제습부 토출 공기가 일정한 결과를 보일 수 있도록 한 실험 조건 당 10분 이상 지속하였다. 제습 성능이 안정적으로 유지된 상태의 데이터를 분석하였고, 모든 데이터는 데이터 로거 성능에 따라 1초 간격으로 측정되었다.

각 실험 조건에 따른 제습 성능은 식(3)을 통해 평가되었다. 식(3)을 제습량을 나타내며, 제습부 유입 및 토출 공기의 절대습도와 공기 풍량을 통해 계산할 수 있다. 또한, 앞서 식(1)에서 정의된 제습 효율 역시 기존 충진탑형 액체식 제습 시스템과 성능 비교를 위한 지표로 사용되었다.

4.1 불확실도 분석

실험체의 각 지점에서 측정된 온도 및 습도, 밀도 값을 통해 본 연구에서 제안된 미세분사형 액체식 제습 시스템의 성능, 즉, 제습 효율과 제습량을 도출할 때 계산된 값에 대한 신뢰성을 설명하기 위해 불확실도 분석을 수행하였다. 따라서 측정 장비의 정확도에 의한 오차, 측정된 값으로 특정 변수 값을 계산할 때 발생하는 오차 전파, 여러 번 측정하며 발생하는 표준편차 등을 통해 각 측정 지점들과 계산된 결과 값에 대한 불확실도를 계산하였다.

본 연구에서는 불확실도 분석을 위해 ASHRAE 기준⁽¹¹⁾을 사용하였으며, 전체 불확실도($U_{y}$)는 식(4)에서 정의된 바와 같이 전파법칙에 의한 오차 전파($b_{y}$)와 우연오차($S_{y}$)를 통해 계산될 수 있다. 각 변수에 대한 고정 오차($b_{x_{i}}$)를 이용하여 오차 전파를 계산하였으며, 이는 측정된 값의 센서 정확도와 표준편차를 통해 계산할 수 있다(식(5)). 우연오차는 식(6)과 같이 측정값의 표준편차($S_{r}$)와 데이터 개수를 통해 계산하였다.

계산된 전체 불확실도는 Table 3과 같으며, 공기 온도는 약 0.49와 0.62, 상대습도는 1.70의 값으로 측정한 센서의 고정 오차인 0.4, 2.0과 유사한 값을 보이므로 계산에 의한 오차 전파 영향이 크지 않다고 볼 수 있다. 수용액 역시 약 0.69, 0.48의 불확실도로 센서 고정 오차인 0.5와 유사하며, 계산된 제습 효율 및 제습량의 불확실도는 각각 0.069와 0.051로 계산 결과에 대한 신뢰성을 보인다고 평가할 수 있다.

4.2 변수별 제습 성능

변수별 제습 성능을 파악하기 위해 유입 수용액 온도 및 농도, 유입 공기의 온도 및 습도, 액기비를 다르게 하여 제습량과 제습 효율을 분석하였다. 유입 수용액 온도 및 농도에 따른 제습량과 제습 효율은 Fig. 3에 나타난 바와 같다. 수용액 온도와 농도의 영향만을 파악하기 위해 유입 공기의 온도 및 습도, 액기비는 34℃, 0.025 kg/kg, 0.01로 고정하였다. Fig. 3(a)는 유입 수용액 온도에 따른 결과를 의미하며 이때의 수용액 농도는 38%이다. Fig. 3(b)는 유입 수용액 농도에 따른 결과이며 수용액 온도는 28℃로 고정하였다. 일반적인 충진탑형 액체식 제습 시스템과 유사하게 수용액 온도가 높을수록 평형 절대습도가 높아짐에 따라 공기와의 수증기 분압 차가 줄어들기 때문에 제습량은 더 적어진다. 반대로, 평형 절대습도가 높아졌기 때문에 제습 효율은 높아지는 경향을 보였다(Fig. 3(a)). 특히 수용액 온도가 20℃에서 28℃로 상승할 때, 약 0.042 g/s에서 0.040 g/s으로 제습량이 감소하였으며, 제습 효율은 반대로 약 0.74에서 0.82까지 상승하였다.

또한, 수용액 농도가 높을수록 공기와의 수증기 분압 차가 커지므로 제습량이 많아짐을 Fig. 3(b)에서 볼 수 있다. 특히 21% 농도에서는 약 0.021 g/s의 제습량을 보였지만, 37%의 농도에서는 약 0.066 g/s의 제습량을 보였다. 수용액 농도가 높을 경우, 수용액의 평형 절대습도가 낮아 제습 효율이 낮을 수 있지만, 시스템의 크기나 실험 조건에 따라 높아질 수도 있다.⁽⁵⁾ 본 연구에서는 Fig. 3(b)에 나타난 바와 같이 높은 수용액 농도에서 제습량이 훨씬 많아져 제습 효율 역시 농도가 높을 때 약 0.68에서 0.77로 상승하였다. 전반적으로 고온다습한 외기 조건임에도 제습 효율 약 0.7~0.8 사이를 유지하였으며, 충진탑형 액체식 제습 시스템의 수용액 유량 대비 더 적은 유량으로 비슷한 제습 효율을 나타낼 수 있음을 확인하였다.

Fig. 4는 유입 공기 상태와 액기비에 따른 제습 성능을 나타낸다. 액기비는 수용액 유량 1 L/hr로 고정된 상태에서 풍량을 통해 조절하였으며, 수용액 온도 20℃, 농도 38%로 유지된 상태에서 얻어진 결과이다. 고온다습한 공기 조건에서 다소 낮은 온도와 습도 대비 더 많은 제습량을 보이며, 공기 조건이 다르더라도 액기비가 커질수록 제습량은 감소하는 경향을 보였다. 이는 풍량을 감소시켜 액기비를 증가시키는 조건으로 실험을 진행하였기 때문에 공기 풍량을 곱하여 계산되는 제습량은 풍량이 줄어들었으므로 액기비가 커질수록 감소하는 것으로 파악된다. 반대로, 풍량이 줄어들었기 때문에 제습부 토출 공기 절대습도는 낮아지며, 이에 따라 제습 효율은 증가하는 경향을 보였다(Fig. 4(b)). Fig. 3과 Fig. 4와 같이 수용액 원심분사를 통한 액체식 제습 시스템은 수용액과 공기의 수증기 분압 차를 통한 제습이라는 측면에서 충진탑형 액체식 제습 시스템과 동일한 제습 메커니즘을 가지고 있기 때문에 수용액 분사 방식이 다르더라도 변수별 제습 성능에 미치는 영향은 유사한 것으로 판단된다.

Fig. 3 Effects of inlet solution conditions on the dehumidification performance.

Fig. 4 Effects of inlet air conditions and liquid-to-gas ratio on the dehumidification performance.

4.3 에너지 성능 분석

수용액 원심분사 기술이 적용된 액체식 제습 시스템의 제습 및 에너지 성능을 평가하기 위해 기존의 충진탑형 액체식 제습 시스템과 비교하였다. Fig. 5(a)는 제습부 유입 및 토출 공기의 상태를 습공기 선도 상에서 비교한 결과이다. 본 논문에서 제안된 수용액 원심분사 기술이 적용된 액체식 제습 시스템의 경우, 액기비 0.01만으로도 목표 절대습도인 0.010 kg/kg 이하로 제습이 이루어지는 것을 확인할 수 있다. 실험 결과와 동일 조건(i.e., 수용액 온도 20℃, 농도 38%, 공기의 온도 34℃, 습도 0.025 kg/kg, 풍량 100 ㎥)에서 충진탑형 액체식 제습 시스템은 0.010 kg/kg까지 제습하기 위해 약 0.8의 액기비로 운전하여야 한다.⁽⁴⁾ 제안된 시스템에서 공기를 추가로 냉각시키는 부하(91.41 Wh)를 고려하더라도 동일 제습 성능을 만족하기 위한 수용액 유량이 워낙 작아 제안된 시스템에서는 약 8.54 Wh의 수용액 냉각부하가 요구된다. 반면, 기존 시스템에서는 약 355.56 Wh의 수용액 냉각부하가 요구되어 제안된 시스템은 약 72% 냉각부하를 절감할 수 있다(Fig. 5(b)).

Fig. 5 Effectiveness and solution cooling load of each L/G ratio and droplet size.