2.1 R-1234ze(E) 냉매 및 유하액막식 증발기

본 실험에서 사용된 R-1234ze(E) 냉매는 R-134a(중압냉매)의 대체 냉매로 GWP가 매우 낮고 COP가 R-134a와 동등하거나 약간 높은 수준이다. 효율 측면에서는 우수하지만, 비교적 높은 비체적으로 인해 R-134a 대비 냉동 능력이 75% 수준으로 상대적으로 낮다.^(6,7)

Fig. 1은 만액식 증발기, 혼합형 증발기, 유하액막식 증발기이다. (a) 만액식 증발기의 경우, 상단에서 냉매가 흐르는 형식이 아닌 모든 전열관을 적신 증발기이다. 기존의 산업용 히트펌프에서 주로 사용되며 열교환기의 설계 및 운전이 용이하다는 장점이 있지만 냉매 봉입량이 많아 상대적으로 높은 단가를 가진 LOW GWP 냉매를 적용하기에는 비용적인 문제가 있다. 두 번째는 (b) 혼합형 증발기는 유하액막식 증발기와 만액식 증발기의 혼합형으로, 하단의 전열관을 적실 정도의 냉매가 들어있고, 상단에서 냉매가 뿌려지는 형식의 증발기이다. 마지막으로 (c) 유하액막식 증발기는 냉매가 위에서 뿌려지며 전열관을 적시는 형식으로 높은 전열 성능을 가지고 있다. 유하액막식 증발기는 전열관 주위로 얇은 냉매 액막을 통해 증발이 일어나기에 만액식 증발기와 비교했을 때 상이한 유동 특성을 가지며, 냉매 유량에 따라 달라지는 열전달 특성 역시 만액식 증발기와는 대조적이다.(8,9,14-17) 뿐만 아니라 유하액막식 증발기는 만액식 증발기 대비 냉매 봉입량을 약 40% 감소시킬 수 있는 큰 장점을 가지고 있다.⁽¹⁰⁾

Fig. 1 Schematic diagram of three types of evaporators. (a) Flooded Evaporator / (b) Mixed Falling Film / (c) Full Falling Film(1).

2.2 실험 장치 구성

위의 Fig. 2에서 실험장치의 개략도를 나타내고 있다. 실험 장비는 증발기, 항온수조, 항온수 펌프, 응축기, 칠러로 이루어져 있다. 증발기는 외경 19 mm인 전열관 9개로 이루어져 있으며, 항온수는 전열관 3개로 분지되어 공급된다. 항온수조와 펌프를 통해 증발기 전열관에 열에너지를 공급하며, 운전조건에 맞게 유량 및 입구 온도 조건을 제어한다. 증발기에서 증발된 냉매는 응축기를 통해 재 액화된다. 이 때 응축기에 공급되는 칠러 온도를 제어하여 냉매 시스템의 압력을 조절하였고, 이를 통해 증발기 냉매 측의 포화온도를 제어하게 된다. 냉수의 출입구의 온도, 압력 등의 결과 데이터는 DAQ 프로그램을 이용하여 기록하였고, 열량 및 열전달 계수를 계산하여 냉각 성능을 분석하였다. Fig. 3은 내부 전열관 구조를 나타내었다. 온도계(RTD)는 총 7개로 입 출구에 2개씩 부착되어 있고, 나머지 온도계는 냉매 배관, 증발기 상탄 냉매 배관, 응축기 내부에 부착되어 있다. 실험장치의 모습은 아래의 Fig. 4 ~ Fig. 5와 같다.

Fig. 2 Diagram of the experimental set-up.

Fig. 3 Arrangement of the heat transfer tubes.

Fig. 4 Image of the experimental setup.

Fig. 5 Diagram of experimental setup fluid flow viewed from the side.

2.3 실험 조건 및 데이터 처리

본 실험의 실험조건을 위 Table 1에 나타내었다. 언급된 바와 같이, 항온수의 입구온도 및 유량, 그리고 냉매의 포화온도를 변수로 하여, 그 변화에 따른 시스템 성능을 확인하였다. Case 1 ~ 2의 조건은 포화온도 5℃, 유입 온도 7 ~ 10℃, 유량 15 ~ 95 L/min으로 진행하였다. 이때의 유속 범위는 0.39 ~ 2.50 m/s이다. Case 3 ~ 5에서는 포화온도 9.5℃, 유입 온도 12 ~ 15℃, 유량 15 ~ 75 L/min으로 실험을 진행하였고, 이때의 유속의 범위는 0.39 ~ 1.98 m/s이다. 또한 각각의 조건의 포화온도의 오차는 0.2℃ 이내로 하였다. 시스템의 총괄 열전달계수 및 열교환량은 아래의 식(1)~식(2)를 통해 구하였다.

이 때, $U_{o}$는 총괄 대류 열전달계수이며 $T_{LMTD}$은 대수평균온도이다. 또한, 냉매 측 외부대류열전달 계수를 구하기 위하여 Wilson Plot 기법을 사용하였다.^(11,12) Wilson plot 기법을 사용하기 위해 식(3)과 식(4)를 절편을 가진 일차식으로 바꾼 후 그래프를 그려 해당 절편 값을 이용하여 외부 열전달계수를 도출해내었다.

식(4)에서의 m은 0.8, n은 0.33을 대입하였고, 총괄 열전달 계수 U 에 대한 식은 식(5)과 같이 정리할 수 있다. 식(5)에서 R은 저항 값으로 식(6)과 같이 나타낸다. R은 $\dfrac{1}{h_{o}A_{o}}$ 항 대비 0.28% 이하로 무시할 정도로 작았다.

3.1 총합 열량 및 총괄 열전달계수 비교

Fig. 6 ~ Fig. 7은 각 조건에 따른 총합 열량의 변화를 나타낸다. 모든 조건의 실험에서 유입 온도와 유입 유량이 증가함에 따라 총합 열량이 증가함을 알 수 있었다. 포화온도가 5℃인 Case 1 ~ 2에서는 유량을 변화함에 따라 총합 열량은 2,000 ~ 9,700 W로 변화하는 것을 확인하였고, 포화온도가 9.5℃인 Case 3 ~ 5에서의 실험에서 총합 열량은 1,500 ~ 15,000 W로 변화하는 것을 확인하였다. 온도계의 오차로 인한 열량값의 총 오차는 약 1.1% 이내이다. 다만, 각 전열관 벽면 및 수실부에서의 마찰열 및 외부 열의 영향 등이 추가적으로 오차를 형성했을 것으로 판단된다.

Fig. 6 Heat transfer rate about the inflow rate for Case 1 ~ 2.

Fig. 7 Heat transfer rate about the inflow rate forCase 3 ~ 5.

Fig. 8 Heat transfer coefficient about the inflow rate for Case 1 ~ 2.

Fig. 9 Heat transfer coefficient about the inflow rate for Case 3 ~ 5.

Fig. 8 ~ Fig. 9는 각 조건에 따른 총괄 열전달계수의 변화를 나타낸다. 포화온도와 냉수 유입 온도의 차이가 작을수록 큰 값의 총괄 열전달 계수를 가짐을 알 수 있었다. 포화 온도가 5℃일 때의 총괄 열전달 계수는 1,300 ~ 6,700 W/m²K 사이의 값으로 측정되었고, 포화 온도가 9.5℃일 때의 총괄 열전달 계수는 1,600 ~ 7,300 W/m²K 사이의 값이 측정되었다. 이때의 오차의 범위는 3.5 ~ 8.0%로 열량 자체의 오차에 비하여 비교적 큰 편이었다. 또한 포화 온도와 유입 온도의 차이가 클수록 더 큰 총괄 열전달 계수가 계산되었으며, 유량이 클수록 더 큰 총괄열전달계수가 계산되었다. 이는 유입 온도와 증발기 내부 온도차이가 커짐에 따라 대수평균 온도차가 증가했기 때문이다.

3.2 Wilson plot을 이용한 외부 열전달계수 비교

Fig. 10 ~ Fig. 11은 각 포화온도에 따른 Wilson plot 그래프를 나타내었고, Table 2에 외부 열전달계수를 나타내었다. 외부 열전달계수는 유입 유량과 유입 열량이 증가함에 따라 증가함을 알 수 있었고, 포화온도 높을수록 외부 열전달계수가 더 크게 계산되었다. 내부 열전달계수를 계산하기 위해 Dittus-Boelter 식인 Nu = A Rem Prn을 이용하였다(n=0.333). 이 때 A 값은 Wilson plot 그래프의 기울기 값을 이용하여 도출하였다. 포화온도 5℃ 일 때의 내부 열전달 계수는 5.6 ~ 20.4 kW/m²K, 포화온도 9.5℃의 5.9 ~ 22.8 kW/m²K의 값이 측정되었다. 이를 식(5)에 대입하여 총괄열전달 계수를 계산한 결과, 실험 결과 값으로 도출해 낸 총괄 열전달 계수와 유사한 값을 보여주었다. 결과 데이터가 많을수록 정확한 Wilson plot 분석이 가능하므로, 해당 연구보다 다양한 조건에서 실험을 진행하면 보다 정확한 분석이 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 10 Plot for the Wilson plot method for Case 1 ~ 2.

Fig. 11 Plot for the Wilson plot method for Case 3 ~ 5.

3.3 열량 및 총괄열전달 계수 비교

R-1234ze(E) 냉매를 사용하여 증발 성능을 분석했던 선행 연구는 만액식과 유하액막식이 섞인 혼합형 증발기로 전열관 개수가 143개, 4pass였다. 증발기 내부의 최상단 관군의 열량과 그 하부의 열량은 큰 차이를 보였는데 그 이유는 각각의 관군마다 냉매의 젖음이 달랐기 때문이다. 또한 젖음성이 우수한 관군 내에서도 상단부의 관과 하단부 관의 총괄 열전달계수는 약 2.6배의 차이를 보였고 냉각 능력의 경우 하단 관군의 만액 시점 대비 10% 감소하였다.⁽²⁾ 선행 연구에서 냉매의 유량에 따른 증발 열량을 측정한 바 있다.⁽¹³⁾ 냉매 유량이 일정 수준 이상으로 증가하면, 열량이 일정해지는 경향을 보였는데, 이는 전열관의 젖음성과 밀접한 관련이 있다. 본 연구에서는 가시화창으로 보았을 때 5 L/min 이상인 경우에 전열관이 충분히 젖음을 알 수 있었고, 실제 실험에서는 10 L/min으로 하여 충분히 젖은 상태에서 실험을 수행하였다. 그 결과 전열관 9개, 3 pass 모두 충분히 젖었고, 보다 정확하고 균일한 증발이 일어남을 알 수 있었다.

포화온도와 유입 온도에 따른 총합 열량의 변화를 Fig. 12 ~ Fig. 13에 나타냈다. 이때의 $Q_{1}$은 맨 아래의 전열관의 총합 열량, $Q_{2}$는 가운데의 전열관의 총합 열량, $Q_{3}$는 맨 위 전열관의 총합 열량이다. 포화온도가 5℃인 Case 1 ~ 2에서의 총합 열량이 포화 온도가 9.5℃인 Case 3 ~ 5에서의 총합 열량보다 낮았고, 이를 통해 포화온도가 높을수록 열량값이 커짐을 알 수 있었다. 또한 유입 온도와 유입 유량이 커질수록 총합 열량이 컸으며. 포화 온도와 유입 온도의 차이가 클수록 큰 열량 값을 가짐을 알 수 있었다.

Fig. 12 Total heat transfer rate for each heating tube at saturation temperature of 5℃ and inlet temperature 9℃.

Fig. 13 Total heat transfer rate for each heating tube at saturation temperature of 9.5℃ and inlet temperature 15℃.

각각의 전열관을 비교해보았을 때, 맨 아래의 전열관인 $Q_{1}$의 열량일 가장 높았고, $Q_{2}$, $Q_{3}$ 순으로 열량이 높았다. 열량 값에 가장 큰 영향을 끼친 것은 온도차였으며, 유입 온도와 증발기 내부 온도 차이가 상대적으로 컸던 $Q_{1}$이 가장 큰 열량 값이 측정되었다.

3.3.1 각 관별 총합 열량과 전체 총합 열량과의 비

Fig. 14 ~ Fig. 16은 포화온도 5℃ 및 9.5℃ 일 때의 관별 열량과 총합 열량비를 나타낸 것으로, 오차는 약 1% 이하로 계산되었다. 첫 번째 관의 열량 비(Q₁/Q_t)의 비는 두 번째 관(Q₂/Q_t) 및 세 번째 관 (Q₃/Q_t) 의 비보다 큰 값을 가졌고 유량이 작을수록 각각의 열량 비는 컸지만 유량이 커질수록 Q₁/Q_t의 비는 Q₂/Q_t, Q₃/Q_t 작아졌다. 5℃의 경우, 저유량(15 ~ 35 L/min)의 Q₁/Q_t 값은 Q₂/Q_t, Q₃/Q_t의 약 1.3 ~ 1.9배였고, 고유량(45 ~ 75 L/min) 의 Q₁/Q_t는 1.2 ~ 1.7배 였다. 9.5℃의 경우, 저유량(15 ~ 35 L/min)의 Q₁/Q_t 값은 Q₂/Q_t, Q₃/Q_t 의 약 1.5 ~ 2.1 배였고, 고유량(45 ~ 75 L/min) 의 Q₁/Q_t는 1.2 ~ 1.9배였다. 하단부 (3번)에서 공급되는 냉수는 유량이 클수록, 상단부 (1번) 까지도 비교적 높은 온도로 유지할 수 있기 때문에, 상단부에서도 증발 열량이 높게 유지된다. 따라서, 상단부와 하단부 전열관 간의 유입 온도 차이가 줄어들어서, 이 열량비의 차이가 비교적 작아지게 된다. 전반적으로 각각의 관별 열량과 총합 열량의 비는 고유량으로 갈수록 9.5℃ 일 때의 값이 5℃일 때의 값보다 컸는데, 이는 포화 온도 자체의 영향보다도, 포화온도와 전열관 내부 온도의 차이가 9.5℃일 때, 더 컸던 것이 주된 이유로 판단된다. 즉, 이 온도 차이가 더 클 때, 냉수가 처음 들어오는 전열관에서 열량이 크게 발생하여, 온도가 비교적 큰 폭으로 변화하므로, 상대적으로 다음 전열관들과의 열량 차이가 증가하는 것이다.

Fig. 14 Comparison of heat transfer rate ratio of tube rows at Tsat = 5℃ and Tin = 9℃.

Fig. 15 Comparison of heat transfer rate ratio of tube rows at Tsat = 9.5℃ and Tin = 13.5℃.

Fig. 16 Comparison of heat transfer rate ratio of tube rows at Tsat = 9.5℃ and Tin = 15℃