고지운
(Ji-Woon ko)
1
배경진
(Kyung Jin Bae)
2
권오경
(Oh Kyung Kwon)
3†
-
한국생산기술연구원 연구원
(Researcher, Carbon Neutral Technology R&D Department, Korea Institute of Industrial
Technology, Chungnam 3056, Korea)
-
한국생산기술연구원 선임연구원
(Senior Researcher, Carbon Neutral Technology R&D Department, Korea Institute of Industrial
Technology, Chungnam 31056, Korea)
-
한국생산기술연구원 수석연구원
(Principal Researcher, Carbon Neutral Technology R&D Department, Korea Institute of
Industrial Technology, Chungnam 1056, Korea)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
키워드
흡수기, 흡수식 냉동기, 유하액막, 열전달, 물질전달
Key words
Absorber, Absorption chiller, Falling film, Heat transfer, Mass transfer
기호설명
$A$ ：
열전달면적 [m2]
$C$ ：
농도 [%]
$D$ ：
직경 [m]
$d P$ ：
압력강하 [Pa]
$f$ ：
마찰계수 [-]
$h_{o}$ ：
열전달계수 [kW/m2·K]
$h_{m}$ ：
물질전달계수 [m/h]
$k$ ：
열전도도 [W/m·K]
$L$ ：
전열관 길이 [m]
$\dot{m}$ ：
질량유량 [kg/s]
$M_{v}$ ：
냉매증기 흡수량 [kg/s]
${N u}$ ：
누셀트수 [-]
$P$ ：
압력 [Torr]
${Pr}$ ：
프란틀수 [-]
$Q$ ：
열전달량 [kW]
${Re}$ ：
레이놀즈수
$T$ ：
온도 [℃]
그리스문자
$\gamma$ ：
액막유량 [kg/s·m]
$\mu$ ：
점도 [kg/s·m]
$\rho$ ：
밀도 [kg/m3]
$\triangle C_{lm}$ ：
대수평균농도차 [%]
$\triangle T_{lm}$ ：
대수평균온도차 [K]
하첨자
$a$ ：
흡수기
$ave$ ：
평균
$cw$ ：
냉각수
$e$ ：
증발기
$f$ ：
액막
$g$ ：
가스
$i$ ：
입구, 내측
$o$ ：
출구, 외측
$ref$ ：
냉매
$tube$ ：
전열관
1. 서 론
지속 가능한 에너지 시스템을 구축하고자 하는 요구에 따라 냉방기기 분야에서 흡수식 시스템은 현재까지도 끊임없는 기술발전을 거쳐 성장해 왔다. 초기의
흡수식 시스템은 COP(Coefficient of Performance)가 1.01 정도로 낮았지만 현재에는 1.60에 이르는 삼중효용 흡수식 시스템이
개발되었으며, 이는 성능 고도화를 위한 노력이 이루어지는 것을 알 수 있다. 현재 고유가 시대가 도래함에 따라 냉방기기분야에서 열원구동 방식인 흡수식
시스템의 경제성이 급격히 저하되어 수요가 감소하고 있으며, 증기 압축방식 시스템을 주로 사용하고 있다. 하지만 증기 압축방식 시스템의 경우 전력 의존도가
높아 하절기에 발생되는 전력피크의 주요 원인 중 하나로 꼽을 수 있다. (1) 이러한 문제를 해결하기 위하여 천연가스를 열원으로 사용하는 흡수식 시스템의 보급 확대에 대한 관심이 증가하고 있으며, 이는 전력피크 완화에 기여할
수 있을 것으로 전망하고 있다. 또한 흡수식 시스템의 재생열원은 소각장 및 산업공정에서 버려지는 폐열원(배가스, 폐증기 및 온수)으로 대체가능하기
때문에 에너지 및 산업공정 효율을 개선시킬 수 있는 장점이 있다. (2)
흡수식 시스템 중 하나인 흡수식 냉동기는 크게 흡수기, 재생기, 증발기, 응축기로 구성된다. 이중 흡수기는 전체 열전달 면적 중 최대 40%를 차지하고,
흡수식 냉동기의 전체 효율에 주요한 영향을 미치는 구성요소 중 하나이다. 그러므로 흡수기의 열 및 물질전달을 향상시켜 열전달 면적을 감소시킬 수 있다면
소형 및 경량화가 가능하고, 제품의 제조비용을 절감시킬 수 있다. 이에 흡수기에서 발생하는 열 및 물질전달과정에 대한 연구와 이해는 시스템의 성능
최적화와 적절한 운전 조건을 파악할 수 있다.
흡수기의 성능을 향상시키기 위한 연구는 현재까지 지속적으로 이루어지고 있으며, 주로 전열관의 형상이나 표면가공에 따른 열 및 물질전달 특성과 표면
젖음성에 관한 주제를 다룬다. 기존 연구내용을 살펴보면 Deng and Ma (3)는 수평 평활관이 24열로 구성된 흡수기에서 외측 열전달계수가 최대가 되는 액막 레이놀즈수를 제시하였으며, 열교환기 설계에 활용할 수 있는 상관식을
제안한 바 있다. Babadi and Farhanieh (4)은 수평 평활관에서의 LiBr 수용액의 특성을 파악하였으며, 액막 레이놀즈수가 20 이상일 경우 전열관 표면장력과 관계없이 완전 발달된 상태에 도달한다고
보고하였다. 이렇게 수평 평활관이 사용된 흡수기에 대한 연구는 기본적인 열 및 물질전달과 유동특성을 파악하는데 기초자료로 활용된다. 최근 흡수기에는
수평 평활관 외에도 표면형상이 가공된 전열관이 주로 사용된다. Furukawa et al. (5)은 수평 평활관과 Arm 및 Floral 형상의 전열관에 대하여 비교실험을 수행하였으며, 수평 평활관에 비해 Floral 형상이 30 ~ 40% 정도의
성능이 향상된 것을 알 수 있었다. Floral 형상의 전열관은 Arm 형상의 전열관에 비해 1/2수준의 가공공정으로 제조가 가능하고, 액막 레이놀즈수를
30% 가까이 줄일 수 있기 때문에 유망한 흡수기용 전열관이 될 것으로 판단하였다. Cho et al. (6)은 전열관의 표면 거칠기에 따른 흡수기의 젖음률과 열전달 특성에 대한 실험적 연구를 수행하였다. 그 결과로 마이크로 스케일로 가공된 전열관이 평활관보다
열전달 성능이 우수한 것으로 나타났고, 표면 거칠기에 따른 누셀트수 상관식을 제안하였다.
이렇게 흡수기의 성능을 예측하기 위한 다양한 연구와 상관식 등이 존재하는 것을 알 수 있지만 이를 산업현장에 적용하기는 어려운 것이 현실이다. 이에
대한 근거로 Olbricht and Luke (7)의 문헌에서는 기존 흡수기 연구에서 제안된 다양한 상관식을 비교하였으며, 기존 상관식을 이용한 흡수기의 성능예측은 불확실하다고 평가하였다. 이에 이를
만족시키기 위한 새로운 상관식 개발이 필요하다고 주장하였다. (8)
따라서 본 연구에서는 흡수식 냉동기에 주로 사용되는 흡수기 전열관 2종(Bare, End-cross)을 대상으로 실제 흡수식 냉동기 운전 작동범위에서
LiBr 수용액의 액막 레이놀즈수, 농도, 온도와 냉각수의 온도 및 유속을 변화시켜 성능실험을 수행하였다. 이를 통해 전열관 별로 열 및 물질전달
특성에 관하여 기존 연구결과와 비교한 후 실험범위에서 산출된 관외 측 열전달계수를 이용하여 액막 레이놀즈수에 따른 새로운 누셀트수 상관식을 제안하였다.
2. 실험장치 및 실험조건
2.1 실험장치
본 연구에서는 흡수기의 열 및 물질전달 특성을 알아보기 위한 실험장치를 설계 및 제작하였으며, Fig. 1에 실험장치의 개략도를 나타내었다. 실험장치는 크게 재생기, 응축기, 증발기, 시험부인 흡수기로 구성되어 있으며, 각각의 열교환기의 열원 및 부하를
모사하기 위하여 항온수조를 설치하였다. 재생기에서는 실험에 사용된 흡수제 LiBr 수용액을 농용액과 냉매증기로 분리시키는 역할을 한다. 분리된 농용액은
흡수기로 공급되고, 냉매증기는 응축기로 유입된다. 응축기에서는 재생기로부터 유입된 냉매증기를 응축시키고, 응축된 냉매(물)를 증발기로 공급한다. 증발기에서는
응축기에서 공급된 냉매(물)를 증발기 전열관 내측에 흐르는 냉수와 열교환하여 증발시키고, 증발하지 못한 냉매(물)는 내부 순환과정을 거친다. 흡수기는
증발기에서 유입되는 냉매증기를 흡수하는 역할을 하며, 재생기에서 공급된 농용액을 이용하여 냉매증기를 흡수한다. 그리고 흡수과정에서 발생된 흡수열은
흡수기 전열관 내측에 흐르는 냉각수를 이용하여 냉각시킨다.
시험부인 흡수기로 일정한 온도와 압력의 냉매증기를 공급하기 위해 증발기 전열관 내측에 공급되는 냉수의 온도와 유량을 제어하였으며, 주요 지점에 온도센서(Pt100Ω)와
진공압력계를 설치하여 냉매증기의 상태를 확인하였다. 냉매증기를 흡수하기 위한 농용액은 흡수기에 일정한 유량으로 공급하기 위하여 용액펌프를 설치하고,
인버터와 밸브를 이용하여 제어하였다. 농도는 재생기와 응축기에 공급되는 열량에 의해 조절되며, 입·출구 수용액 라인에 밀도측정이 가능한 코리올리 방식의
질량유량계와 온도센서를 설치하여 산출하였다.
실험에 사용된 흡수기는 전열관의 형상에 따른 열 및 물질전달 특성을 알아보기 위하여 Bare 및 표면이 가공된 End-cross 전열관을 이용하여
제작하다. Table 1은 실험에 사용된 전열관의 표면사진과 상세사양을 나타낸 것이며, 여기서 FPI는 관외 측의 길이방향 인치당 휜의 개수, Rollet는 원주방향(360°)에
휜(Fin)의 개수를 나타내는 값이다. Bare 및 End-cross 전열관의 외부직경은 각각 16 및 15.88 mm이고, 길이는 500 mm이다.
End-crosss는 표면에 패턴이 추가적으로 가공된 전열관이며, FPI 및 Rollet는 각각 26 및 65개이다. 휜의 사양은 실제로 반복 측정된
치수를 기준으로 작성하였다. 전열관의 배열은 2열 6행으로 수직 및 수평 간격은 각각 26 및 20 mm이다.
Fig. 1 Schematic diagram of absorber experimental setup.
Table 1 Specifications of tubes for absorber
|
Item
|
Bare
|
End-cross
|
End-cross fin shape (mm)
|
|
Outside surface shape
|
|
|
|
Tube outside diameter
|
16 mm
|
15.88 mm
|
|
FPI
|
-
|
26 ea
|
|
Tube arrangement (mm)
|
|
Rollet
|
-
|
65 ea
|
|
Tube thickness
|
0.6 mm
|
|
Tube length
|
500 mm
|
|
Tube arrangement
|
Column 2, Row 6
|
|
Number of tube passes
|
6
|
|
Material
|
Copper
|
2.2 실험조건
실험조건 수립을 위하여 기존 흡수기 연구에서 사용된 실험조건을 조사하였으며, Table 2에 기존 흡수기 연구에서 사용된 실험조건의 범위를 나타내었다. 냉각수 입구온도는 28 ~ 32℃이고, LiBr 수용액의 농도, 입구온도 각각 46
~ 64% 및 41 ~ 60℃의 범위에서 실험이 수행된 것을 알 수 있다.
이를 바탕으로 Table 3에 본 연구에서 사용된 실험조건을 나타내었고, 흡수기 전열관 내측에 흐르는 냉각수와 LiBr 수용액의 입구조건을 실험변수로 선정하였다. 냉각수 입구온도의
범위는 흡수식 냉동기에서 주로 사용하는 운전조건인 32℃을 기준으로 기존 연구에서 사용된 실험조건을 포함하기 위하여 ±4℃범위를 갖는다. 그리고 전열관
내측에 유동에 따른 열 및 물질전달 특성을 알아보기 위하여 냉각수 유속의 범위를 0.5 ~ 2.0 m/s로 선정하였다. 흡수기 전열관 외측에 흐르는
LiBr 수용액의 농도의 범위는 58 ~ 62%이고, 기존 흡수기 연구에서 Hoffmann et al. (9)이 선정한 가장 낮은 농도인 46%를 제외하면 평균적으로 약 60% 수준에서 실험을 수행한 것을 알 수 있으며, LiBr 수용액의 온도 및 액막 레이놀즈수의
범위는 각각 42 ~ 48℃ 및 10 ~ 50으로 선정하였다. 증발기의 압력은 6.5 Torr로 유지하며 실험을 수행하였으며, 이때 냉매증기의 온도는
5℃에 해당된다.
Table 2 Experimental conditions related to absorber experiments investigated in the reference literature
|
Author
|
Tube type
|
Do [mm]
|
Tcw,i [℃]
|
Cs,i [wt.%]
|
Ts,i [℃]
|
Ref [-]
|
|
Hoffmann et al.(9)
|
Plain, Knurled
|
19.05
|
-
|
45.9 - 57.0
|
41
|
-
|
42
|
6.5 - 45
|
|
Deng and Ma(3)
|
Plain
|
16.00
|
32
|
60 - 64
|
52.5
|
9.6 - 51
|
|
Kyung and Herold(10)
|
Plain
|
19.05
|
30
|
57, 60
|
42.7
|
-
|
54.0
|
13 - 50
|
|
Yoon et al.(11)
|
Plain, Floral
|
15.88
|
32
|
60
|
45
|
10 - 34
|
|
Zhang et al.(12)
|
Plain, Floral
|
15.00, 16.00
|
32
|
56
|
60
|
36 - 110
|
|
Furukawa et al.(5)
|
Plain, Floral(s)
|
19.05
|
28
|
58
|
40
|
13.5 - 41.7
|
|
Tsuri(13)
|
Plain, Knurled
|
15.88
|
32
|
63
|
49
|
15.3 - 34.9
|
Table 3 Experimental conditions
|
Components
|
Parameter
|
Values
|
|
Absorber
|
Cooling water
|
Inlet temperature, Tcw,i [℃]
|
28, 30, 32, 34, 36
|
|
Velocity, Vcw [m/s]
|
0.5, 1.0, 1.5, 2.0
|
|
LiBr aqueous solution
|
Concentration, Cs,i [wt.%]
|
58, 60, 62
|
|
Temperature, Ts,i [℃]
|
42, 45, 48
|
|
Film Reynolds number, Ref [-]
|
10, 20, 30, 40, 50
|
|
Evaporator
|
Refrigerant
|
Pressure, Pe [Torr]
|
6.5(5℃)
|
3. 실험데이터 처리
3.1 데이터처리 관계식
흡수기에서 농용액은 냉매증기를 흡수하고, 이러한 과정에서 발생하는 열은 흡수기 전열관 내측의 냉각수로 전달된다. 본 실험결과에 대한 데이터 처리 시,
식(1)에 나타낸 바와 같이 흡수기의 열량은 냉각수 측 열량 $Q_{cw}$을 기준으로 하였다. 흡수기에서의 에너지 변화량은 에너지 평형방정식에 따라 식(2) ~ (3)에 나타낸 바와 같이 계산된다.
식(4) ~ (5)에 질량평형 방정식을 나타내었다. LiBr 수용액의 출구 측 질량유량 $\dot{m}_{s,\: o}$은 입구 측 질량유량 $\dot{m}_{s,\:
i}$와 LiBr 수용액으로 흡수되는 냉매증기 흡수량 $M_{v}$의 합과 같다. 그리고 식(6)에 나타낸 흡수기에서의 냉매증기 흡수량은 질량평형 방정식으로부터 산출할 수 있다.
총괄열전달계수 $U_{o}$는 흡수기 전열관의 외측 열전달면적 $A_{o}$과 대수평균온도차 $\triangle T_{lm}$의 함수로서 식(7)과 같이 나타낼 수 있다. 대수평균온도차는 식(8)을 이용하여 구할 수 있으며, 여기서 평형온도 $T_{s,\: i}*$는 LiBr 수용액이 과냉 또는 과열인 상태로 흡수기에 유입될 경우 플래싱 과정(14)을 거쳐 평형상태에 도달한 온도이다.
관외 측 열전달계수 $h_{o}$는 총괄열전달계수 $U_{o}$, 관내 측 열전달계수 $h_{i}$와 관벽에서의 전도에 의한 열저항의 함수이므로 식(8)과 같이 표현된다. 관내 측 열전달계수는 식(9)에 나타낸 식으로 산출할 수 있으며, 관내 측 누셀트 수 ${N u}_{cw}$는 식(11)에 나타낸 Petukhov 상관식을 이용하여 계산하였다. 여기서 마찰계수 $f$는 흡수기 전열관 내부의 마찰계수로 수평 평활관 입 · 출구에서 측정한
압력강하량 $d P$를 이용하여 식(12)의 Darcy-Weisbach 관계식을 통해 산출하였다.
흡수과정에서 관외 측 누셀트수 ${N u}_{o}$는 식(13)과 같이 표현되고, 액막두께 $\delta$는 식(14)와 같이 정의할 수 있다. 여기서 $\gamma$는 흡수기 전열관 표면을 흐르는 단위 길이당 액막유량으로 식(15)를 이용하여 산출할 수 있다. 그리고 본 연구에서는 식(16)에 나타낸 액막레이놀즈수 ${Re}_{f}$를 이용하여 흡수기의 열 및 물질전달 특성을 검토하였다.
물질전달계수 $h_{m}$은 식(17)에 나타낸 바와 같이 정의할 수 있고, $\rho_{s,\: m}$는 흡수기 입·출구에서의 LiBr 수용액의 평균밀도이다. 여기서 대수평균농도차 $\triangle
C_{lm}$은 식(18)을 이용하여 산출할 수 있으며, $C_{s}^{*}$은 평형농도를 의미하고 흡수기 전열관 외부에 흐르는 액면과 냉매증기는 장치 내의 압력과 평형을
이룬다고 가정하였다.
3.2 데이터 불확도 분석
본 실험 결과의 신뢰성을 확인하기 위하여 불확도 분석을 수행하여 표준 및 합성표준 불확도를 산출하였다. 표준 불확도는 실험에 사용된 센서들의 정밀도를
기준으로 95% 신뢰 수준에서 산출된 값을 이용하였고, 합성표준 불확도는 식(19)에 나타낸 Taylor and Kuyatt (15)이 제안한 불확도 전파 방정식을 사용하였다.
본 연구에서 산출된 냉각수 열량의 합성표준 불확도는 평균 0.123 kW, 총괄열전달계수 및 관외 측 열전달계수는 각각 0.042 및 0.061 kW/m2-K로 나타났다. 물질전달계수의 경우 합성표준 불확도는 0.000205 m/h로 산출되었다.
4. 결과 및 고찰
4.1 흡수기의 전열관별 열전달 특성
본 연구에서는 흡수기의 에너지 평형을 검증하기 위하여 냉각수 열량 및 LiBr 수용액이 얻은 열량을 산출하여 비교하였다. Bare와 End-cross의
경우 각각 ±20%의 범위를 나타내어 실험결과의 타당성을 확인하였다. Fig. 2는 관내 측 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 입구온도에 따른 열전달량을 나타낸 그래프이다. 열전달량은 관내 측 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 입구온도가
높을수록 증가하는 경향을 나타내고 있다. 실험범위에서 Bare의 열전달량의 범위는 2.18 ~ 3.06 kW로 나타났고, LiBr 수용액의 온도가
42℃에서 48℃로 증가함에 따라 15.30% 열전달량이 증가하였다. 그리고 Bar에 비하여 End-cross의 열전달량이 36.17% 상승한 것으로
나타났다. 이는 전열관의 외부형상이 가공됨에 따라 LiBr 수용액의 흐름성 개선 및 냉매증기와의 물질전달 면적이 증가하여 흡수성능이 상승한 것으로
판단된다.
Fig. 3은 관내 측 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 입구온도에 따른 총괄열전달계수를 나타낸 것이다. 열전달량과 동일하게 관내 측 레이놀즈수가 증가할수록 총괄열전달계수는
상승하지만 LiBr 수용액 입구온도가 높아질수록 총괄열전달계수는 감소하였다. 이는 LiBr 수용액의 입구온도가 높은 경우 열전달량의 증가분에 비해
대수평균온도차의 영향이 더 크기 때문인 것으로 판단된다.
Fig. 4 및 Fig. 5는 각각 액막 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 농도에 따른 총괄열전달계수와 관외 측 열전달계수를 나타낸 것이다. 총괄열전달계수와 관외 측 열전달계수
모두 액막 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 농도가 높아질수록 증가하였다. 총괄열전달계수 경우 Bare에서 LiBr 수용액의 농도가 58% 대비 62%일
때 25.34% 상승한 것을 알 수 있으며, 대부분의 상승분은 LiBr 수용액의 농도가 58%에서 60%로 높아질 때로 20.39% 상승하였다. 실험범위에서
LiBr 수용액의 농도에 따른 상승분을 감안할 경우 적절한 LiBr 수용액의 농도는 60%인 것으로 판단된다. Fig. 5에 나타낸 관외 측 열전달계수의 경우 액막 레이놀즈수가 30일 때 Bare 및 End-cross의 관외 측 열전달수는 각각 1.079 및 1.575
kW/m2-K으로 나타났으며, Bare에 비하여 End-cross가 45.97% 성능이 향상되었다. 그리고 액막 레이놀즈수가 30 이후에서는 상승하는 기울기가
다소 둔화되는 것을 확인하였다.
Fig. 2 Variation in heat transfer rate with Reynolds number of cooling water.
Fig. 3 Variation in overall heat transfer coefficient with Reynolds number of cooling water.
Fig. 4 Variation in overall heat transfer coefficient with film Reynolds number.
Fig. 5 Variation in outside heat transfer coefficient with film Reynolds number.
4.2 흡수기의 전열관별 물질전달 특성
Fig. 6(a)는 액막 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 농도에 따른 물질전달계수를 나타낸 그래프이다. 물질전달 계수는 액막 레이놀즈수가 30일 때까지 증가하였지만
이후 대부분 증가폭이 낮아지거나 동등한 수준인 것으로 확인되었다. Bare 튜브에서 LiBr 수용액의 농도가 높을수록 물질전달계수는 증가하였고, End-cross에서
물질전달계수는 LiBr 수용액의 액막 레이놀즈수가 30일 때, 가장 높은 것을 알 수 있다. 이 값은 Bare 튜브에 비하여 End-cross의 물질전달계수는
87.97% 증가하였다. Fig. 6(b)에 액막 레이놀즈수와 냉각수 입구온도에 따른 물질전달계수를 나타내었다. 냉각수 입구온도가 낮을수록 물질전달계수가 증가하는 것을 알 수 있다. 이에
대한 해석으로 LiBr 수용액이 냉매증기를 흡수하는 과정에서 흡수열이 발생한다. 이를 냉각수로 냉각하므로 LiBr 수용액의 온도는 낮아진다. 따라서
LiBr 수용액의 온도가 낮아질수록 냉매증기와 수증기 분압차가 커져 물질전달이 용이하기 때문인 것으로 판단된다. 해당 실험범위에서 Bare 및 End-cross의
물질전달계수의 범위는 각각 0.129 ~ 1.133 및 0.298 ~ 1.367 m/h로 나타났다.
Fig. 6 Variation in mass transfer coefficient with film Reynolds number.
4.3 실험적 관외 측 누셀트 상관식 비교
Fig. 7(a)와 (b)는 각각 Bare 및 End-cross 튜브에 대한 관외 측 누셀트수와 액막 레이놀즈수와의 관계를 나타낸 것이다. 액막 레이놀즈수가 증가함에
따라 누셀트수도 상승하는 경향을 보인다. Bare의 경우 기존 연구결과와 비교하여 Fig. 7(a)에 나타내었다. 본 연구에서 얻은 상관식은 기존 연구자들의 결과와 동일한 경향으로 액막 레이놀즈수가 증가할수록 상승하는 것으로 나타났다. 하지만 Deng
and Ma(3) 및 Furukawa et al.(5)에 비하여 누셀트수의 범위가 20% 정도 낮고, Hoffmann et al.(9)의 결과보다는 다소 높은 것을 알 수 있다. 이는 Table 4에 나타낸 상관식 적용이 유효한 실험조건의 범위로 해석할 수 있으며, Deng and Ma(3)의 경우 냉각수 입구온도와 액막 레이놀즈수의 범위는 대략적인 범위가 일치함을 확인하였다. 그러나 LiBr 수용액의 농도의 경우 해당 실험조건 보다
2% 높고, 입구온도는 최대 10.5℃가 차이 나는 것을 알 수 있다. 또한 Furukawa et al.(5)의 실험조건 중 냉각수 입구 조건이 28℃로 해당 실험조건에 포함은 되지만 최대 8℃ 낮은 조건으로 실험이 수행되었다. 이를 앞선 결과에 비추어볼
때 LiBr 수용액의 농도 및 온도와 냉각수 입구조건이 해당 실험조건에 비해 열 및 물질전달이 유리한 조건이기 때문에 누셀트수의 범위가 높은 것으로
판단된다. 그리고 Hoffmann et al.(9)의 실험조건을 살펴보면 해당 실험조건에 비해 LiBr 수용액의 농도가 최소범위에서 16% 낮은 것으로 확인되었으며, 이로 인해 누셀트수가 낮은 것으로
판단된다. Tsuri(13)의 누셀트수는 해당 실험결과에 비해 2배 정도 높은 결과를 보이고 있다. 이는 LiBr 수용액에 포함된 계면활성제(500 ppm)에 의한 영향인 것으로
사료되며, 계면활성제가 포함될 경우 농도에 따라 흡수기의 성능이 60 ~ 140% 향상된다고 알려져 있다.(5) 해당 실험에 사용된 LiBr 수용액은 계면활성제가 포함되지 않았으며, 이로 인한 차이인 것으로 판단된다. 본 연구에서 실험결과를 통하여 얻은 상관식을
식(20) 및 (21)에 나타내었으며, ±20% 정도의 오차범위 내에서 대부분 일치하였다.
Table 4 Nusselt correlation of effective range
|
Item
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Experiment
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Deng and Ma(3)
|
Hoffmann et al.(9)
|
Furukawa et al.(5)
|
Tsuri(13)
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Cooling water
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Inlet temperature, Tcw,i [℃]
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28 < 36
|
32
|
-
|
28
|
32
|
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LiBr aqueous
solution
|
Concentration, Cs,i [wt.%]
|
58 < 62
|
60 < 64
|
42 < 61
|
58
|
63
|
|
Temperature, Ts,i [℃]
|
42 < 48
|
52.5
|
41 < 42
|
40
|
49
|
|
Film Reynolds number, Ref [-]
|
5 < 50
|
5 < 55
|
6.5 < 45
|
13.5 < 41.7
|
15.3 < 34.9
|
Fig. 7 Nusselt number versus film Reynolds number.
5. 결 론
본 연구에서는 LiBr 수용액의 액막 레이놀즈수, 농도, 입구온도와 냉각수의 입구온도 및 유속에 따른 흡수기 전열관 별 열 및 물질전달 특성 비교실험을
통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) 흡수기의 열전달량과 총괄열전달계수는 관내 측 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 입구온도가 높을수록 증가하는 경향을 나타내었으며, Bare에 비해
End-cross의 열전달량 및 총괄열전달계수는 각각 36.17 및 40.55% 상승하였다.
(2) 액막 레이놀즈수와 LiBr 수용액의 농도가 높아질수록 열전달량, 총괄열전달계수, 관외 측 열전달계수 및 누셀트수 모두 증가하는 경향을 나타낸다.
액막 레이놀즈수가 30일 때 Bar 및 End-cross의 관외 측 열전달수는 각각 1.079 및 1.575 kW/m2-K으로 나타났으며, Bar에 비하여 End-cross가 45.97% 성능이 향상된 것을 알 수 있다.
(3) 흡수기에서 물질전달계수는 액막 레이놀즈수가 30일 때까지 증가하였으며, 이후 대부분 증가폭이 낮아지거나 동등한 수준인 것으로 확인되었다. 실험범위에서
Bare 및 End-cross의 물질전달계수의 범위는 각각 0.129 ~ 1.133 및 0.298 ~ 1.367 m/h로 나타났다.
(4) 본 연구에서는 흡수기에 사용된 전열관 2종에 대하여 관외 측 누셀트수 상관식을 제안하였고, 오차범위 ±20% 내에서 대부분 일치하였다. 해당
연구를 통해 얻은 상관식은 흡수기 설계에 유용하게 활용될 수 있을 것으로 판단된다.
후 기
이 논문은 2020년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구임 (No. 20202020800200,
열에너지 다소비 산업설비 스마트 설계 플랫폼 기술 개발 및 실증).
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