김범준
(Beomjun Kim)
1
이동찬
(Dongchan Lee)
2†
-
서울시립대학교 기계정보공학과 대학원 석사과정
(Master Course Student, Department of Mechanical and Information Engineering, University
of Seoul, Seoul 02504, Korea)
-
서울시립대학교 기계정보공학과 부교수
(Associate Professor, Department of Mechanical and Information Engineering, University
of Seoul, Seoul 0504, Korea)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
키워드
판형열교환기, 마찰압력강하, 열전달계수, 저GWP냉매
Key words
Brazed plate heat exchanger, Frictional pressure drop, Heat transfer coefficient), Low-GWP Refrigerant
기호설명
$A$ ：
전열면적 [m2]
$c_{p}$ ：
정압비열 [kJ kg-1 k-1]
$\triangle P$ ：
압력강하 [kPa]
$G$ ：
질량유속 [kg m-2 s-1]
$g$ ：
중력가속도 [m s2]
$h$ ：
대류열전달계수 [kW m-2 k-1]
$LMTD$ ：
대수평균온도차 [℃]
$\dot{m}$ ：
질량유량 [kg s-1]
$N u_{r}$ ：
냉매 누셀수
$Pr$ ：
프란틀수
$Q$ ：
열량 [kW]
$Re_{eq}$ ：
등가 레이놀즈수
$T_{sat}$ ：
포화온도 [℃]
$U$ ：
총괄열전달계수 [kW m-2 k-1]
$u_{m}$ ：
속도 [m s-1]
$v_{fg}$ ：
비체적 [m³ kg-1]
$x$ ：
건도
하첨자
$accel$ ：
가속도
$fric$ ：
마찰
$grav$ ：
중력
$port$ ：
입출구 포트
$r$ ：
냉매
$w$ ：
물
1. 서 론
역사적으로 CFC 및 HCFC와 같은 냉매는 지구 온난화와 오존층 파괴 등 심각한 환경 문제를 일으켰다. 따라서 교토 의정서(1) 및 파리 협정과 같은 국제 협약은 이러한 기존 냉매의 사용을 제한하여 수소불화올레핀(HFO)계 냉매와 같은 대체 냉매의 개발을 가속화하였다. R-134a는
CFC-12를 대체하기 위해 개발된 냉매로, 주로 산업용 냉장, 자동차 에어컨, 제습기 등에서 널리 사용되는 중형 및 저온 냉매이다. 기존 냉매인
R-134a를 대체할 수 있는 낮은 지구온난화지수(Low-GWP)를 가진 냉매를 찾기 위한 많은 연구가 진행되었다. 그 결과, R-1234yf, R-1234ze(E),
R-513A(2)가 주요 대체 냉매로 주목받고 있다.
R-1234yf는 낮은 지구온난화지수(low-GWP)를 갖고 있으며 냉매 혼합물의 열적 특성은 R-134a와 유사한 것으로 보고되었다.(3) Wang(4)은 튜브 내 비등열전달의 경우, R-1234yf와 R-134a의 열전달계수 차이가 매우 적으며, 동일한 유동 조건(건도, 질량 유속, 포화온도, 튜브
직경)에서 R-134a와 R-1234yf의 유동 패턴이 거의 동일함을 보고하였다. Padilla et al.(5)은 6.70 mm 내부 직경의 유리 직관에서 R-134a와 R-1234yf의 이상유동을 고속 고해상도 카메라를 이용해 상부 및 측면에서 시각화하였지만
두 냉매간의 주요한 차이는 보이지 않았다고 보고하였고, R-1234yf의 특성은 R-134a의 특성과 가까워 Wojtan et al.(6)의 유동패턴 맵으로 R-1234yf의 유동을 예측할 수 있다고 보고하였다. Daviran et al.(7)은 R-1234yf를 R-134a의 대체 냉매로 사용한 자동차 에어컨 시스템을 시뮬레이션하여, R-1234yf의 열전달계수가 R-134a보다 18-21%
낮고, 압력강하는 각각 응축 및 증발 과정에서 24%와 20% 더 작으며, 일정 질량유량 조건에서 HFO-1234yf의 COP가 HFC-134a보다
18% 높다는 결론을 도출하였다. Mortada et al.(8)은 미니채널에서 R-134a와 R-1234yf의 국부 열전달계수를 조사하였다. 열전달계수는 열유속과 무관하지만 건도와 질량유속에 크게 의존하며, 실험조건에서
대류 비등이 지배적인 비등 방식임을 확인하였다. 또한, R-1234yf가 R-134a보다 높은 국부 열전달계수를 가지며, 저유량 조건에서 기존 문헌의
상관관계가 적절하지 않음을 밝혔다. 열교환기 뿐만 아니라 사이클 해석도 진행되었는데, Sachdeva et al.(9)은 이중 증발기를 구비한 이젝터 냉동시스템에서 R-134a대비 R-1234yf가 다소 낮은 COP를 보이는 것을 보고하였다.
R-1234ze(E)는 R-1234yf와 마찬가지로 낮은 지구온난화지수를 갖고 있으며 냉매 혼합물의 열적 특성은 R-134a와 매우 유사하다. Mateu-Royo
et al.(10)은 R-1234ze(E) 역시 낮은 GWP를 갖고 있고 난방 성능계수(COP)가 R-134a와 유사함을 보고하였다. Kim et al.(11)은 R-1234ze(E)와 R-134a의 유동 비등열전달 및 압력강하 특성을 판형열교환기에서 다양한 질량유속, 포화온도, 건도, 그리고 열유속 조건에서
측정하고 분석하였다. 쉐브론 각도가 60˚인 경우 R-1234ze(E)의 열전달계수가 30˚인 경우보다 약 3.7배 높으며, R-134a보다 평균
4.7% 높지만, 압력강하는 R-1234ze(E)가 R-134a보다 더 큰 것으로 나타났다. Ji et al.(12)은 R-134a, R-1234ze(E), 그리고 R-1233zd(E)의 필름식 응축열전달을 두 개의 개선된 튜브에서 포화온도가 36℃이며 열유속은
20-90 kW m-2 범위에서 실험적으로 분석하였다. R-134a가 R-1234ze(E)보다 두 튜브 외부에서 더 높은 응축열전달 성능을 보였으며, 특히 R-134a의
응축열전달계수는 R-1234ze(E)의 약 10-20% 높았다고 보고하였다.
많은 연구에서 R-1234yf 및 R-1234ze(E)를 R-134a의 대안으로 제시하고 있지만, 판형열교환기에서 세 가지 냉매의 열전달 특성을 비교한
실험적 연구는 제한적이다. 따라서, 본 연구에서는 R-134a와 R-134a의 대체 냉매로 주목받는 R-1234yf와 R-1234ze(E)의 증발열전달계수
및 압력강하를 판형열교환기를 이용하여 실험적으로 비교하고자 한다. 실험데이터를 기반으로 질량유속, 열량, 포화온도에 따른 다양한 조건에서 증발열전달계수와
마찰압력강하에 대한 조건과 냉매에 따른 영향을 분석하고자 한다.
2. 실험장치 및 실험방법
2.1 실험장치
본 연구에서는 R-134a와 대체냉매 R-1234ze(E) 및 R-1234yf의 3가지 냉매에 대한 열전달성능을 평가하기 위해 이전 문헌(11)에서 사용한 실험장치와 동일하게 구성하고 실험을 수행하였으며, 실험장치의 개략도는 Fig. 1에 나타내었다. 파란색 선은 냉매 라인, 빨간색 선은 물 라인으로 구성되어 두 라인이 교차하는 판형열교환기에서 실험 분석이 수행된다. 냉매는 펌프로부터
순환이 시작되고, 유량계를 지나면서 유체의 유량 정보를 기록하게 된다. 판형열교환기 입구의 건도와 상태를 조절하기 위해 예열기를 지나게 되고, 냉매는
판형열교환기를 지나면서 냉매보다 온도가 더 높은 고온의 물과 열교환을 진행한다. 판형열교환기의 입구와 출구에서 온도계, 압력계, 차압계를 이용하여
온도, 압력, 차압을 기록하게 된다. 고온의 물과 열교환을 진행한 후, 고건도 상태의 냉매의 온도를 낮추기 위하여 저온의 에틸렌글리콜과 열교환을 진행하는
응축기를 지나 냉매의 저장공간인 리시버로 들어가게 된다. 물 라인에서는 고온의 물을 저장하는 고온수조와 수조의 물을 순환시키는 펌프로 이루어져 고온의
물을 순환시켜 판형열교환기의 냉매와 열전달하게 된다.
Fig. 2는 본 실험에서 사용한 판형열교환기의 모습을 보여주며, 이는 이전 문헌(13)에서 사용한 열교환기와 동일한 형상 및 치수를 가진다. 판형열교환기의 쉐브론각도 β는 60˚이다.
Fig. 1 Schematic of the experimental setup.(11)
Fig. 2 Geometry of the brazed plate heat exchanger.(13)
2.2 실험방법
R-1234yf와 R-1234ze(E)의 증발열전달특성은 Fig. 2의 판형열교환기에서 측정되었다. Table 1은 본 실험에 적용한 실험범위 및 조건을 나타낸다. 실험은 Table 1의 실험조건 중 질량유속, 열량, 포화온도 조건을 1개씩 조정하여 건도를 0.00-1.00의 범위에서 0.2의 단위로 증가시켜 진행되었다. 질량유속은
펌프의 속도의 조절을 통하여 제어되었다. 열량은 열교환하는 고온수조의 온도를 통하여 제어되었다. 건도는 열교환기 입구에서 예열기의 전력을 통하여 제어되었다.
각 조건에서의 실험은 시스템을 정상상태로 유지시킨 후 진행되었다. 냉매의 열 특성은 Table 2에서 보여준다.
Table 1 Operating conditions in the test.
|
Operating conditions
|
Range
|
|
Mass flux,$G$
[kg m-2 s-1]
|
32, 45, 58
|
|
Quantity of heat,$Q$
[kW]
|
0.51, 0.65, 0.7
|
|
Saturated temperature,$T_{sat}$
[℃]
|
5, 10, 15
|
|
Vapor quality, x
|
0.18–1.00
|
Table 2 Thermophysical properties of test refrigerants.
|
Refrigerant
|
$T_{sat}$ (℃)
|
P
(MPa)
|
$\rho_{1}$ (kg m-3)
|
$\rho$v (kg m-3)
|
$\mu$ ($\mu$Pa s)
|
keq
(kW m-1 K-1)
|
Pr
|
$\sigma$ (m N m-1)
|
|
R134a
|
15
|
0.4884
|
1243.4
|
23.76
|
220.66
|
1.29E-05
|
3.5815
|
9.36
|
|
R1234yf
|
15
|
0.5103
|
1127.2
|
28.27
|
172.08
|
1.29E-05
|
3.4802
|
7.44
|
|
R1234ze
|
15
|
0.3642
|
1195.0
|
19.33
|
216.29
|
1.27E-05
|
3.7737
|
10.25
|
2.3 데이터 처리
2.3.1 열전달계수
총괄열전달계수는 다음과 같이 대수평균온도차를 이용하여 Eq. (1)과 같이 구할 수 있다.
대수평균온도차는 대향류 채널의 입구와 출구 온도로부터 Eq. (3)과 같이 정의된다.
총괄열전달계수의 역수인 총괄열저항은 물의 열전달계수와 냉매의 열전달계수로부터 Eq. (6)과 같이 정의된다.
여기서 판형열교환기의 벽면 전도열저항은 무시할만하므로, 냉매의 열전달계수는 다음 Eq. (7)과 같이 구할 수 있다.
2.3.2 압력강하
판형열교환기의 전체 압력강하에는 Eq. (8)과 같이 중력, 가속도, 마찰, 입구 및 출구 포트 압력강하의 합으로 정의된다.
가속도 및 중력에 의한 압력강하는 이전 문헌(11)에 기반하여 다음과 같이 정의된다.
입구 및 출구 포트에 의한 압력강하는 다음과 같이 정의된다.
따라서 마찰압력강하는 판형열교환기로부터 측정된 전체 압력강하에서 중력, 가속도, 포트에 의한 압력강하를 빼서 결정할 수 있다.
2.3.3 불확실도 분석
Table 3은 본 실험에서 R-1234yf에 대해서 진행된 불확실도 오차를 보여준다. 총 오차는 측정 오차와 계측 오차 각각을 제곱하여 더한 후 제곱근을 구하는
방식으로, Eq. (13)과 같이 계산되었다. 실험 그래프의 주요 x축이 되는 평균 건도의 불확실도 오차는 3.88%이고, 주요 y축이 되는 열전달계수와 마찰압력강하의 불확실도
오차는 각각 8.97%, 2.44%이다.
Table 3 Uncertainty analysis in the test
|
Parameters
|
Random error
|
Systematic error
|
Total error
|
|
Water inlet Temp., $T_{w,\: i}$
|
±0.17℃
|
±0.10℃
|
±0.17℃
|
|
Water outlet Temp., $T_{w,\: o}$
|
±0.12℃
|
±0.10℃
|
±0.12℃
|
|
Refrigerant inlet Temp., $T_{r,\: i}$
|
±0.10℃
|
±0.10℃
|
±0.10℃
|
|
Refrigerant outlet Temp., $T_{r,\: o}$
|
±0.14℃
|
±0.10℃
|
±0.14℃
|
|
Refrigerant mass flow rate, $\dot{m_{r}}$
|
±0.08%
|
±0.10%
|
±0.14%
|
|
Pressure drop, $\triangle P$
|
±3.38%
|
±0.0130 kPa
|
±3.38%
|
|
Heat from hot water, $Q$
|
-
|
-
|
±9.42%
|
|
Mean vapor quality, x
|
-
|
-
|
±3.88%
|
|
LMTD, $\triangle T_{LMTD}$
|
-
|
-
|
±8.31%
|
|
Heat transfer coefficient, $h_{r}$
|
-
|
-
|
±8.79%
|
|
Frictional pressure drop, $\triangle P_{fric}$
|
-
|
-
|
±2.44%
|
3. 결과 분석 및 고찰
3.1 열전달계수
Fig. 3은 건도가 변화할 때, (a)는 질량유속에 따른, (b)는 포화온도에 따른 열전달계수를 보여준다. Fig. 3(a)은 포화온도 10℃ 및 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 질량유속에 따른 R-1234ze(E)의 열전달계수를 보여준다. 질량유속이 32 kg m-2 s-1부터 58 kg m-2 s-1로 증가함에 따라 열전달계수가 증가한다. 질량유속을 증가시킬수록 난류도 증가로 인하여 열전달계수가 증가하게 된다. 0.8-0.9의 고건도 영역에서,
질량유속이 32 kg m-2 s-1와 45 kg m-2 s-1인 경우 열전달계수의 감소가 관찰된다. 이는 큰 열량으로 인해 국부적으로 액막이 전부 증발하여 더 이상 열전달이 효율적으로 이루어지지 않는 dry-out
현상 때문이다. 하지만, 질량유속이 58 kg m-2 s-1인 고건도 영역에서 열전달계수의 증가율이 감소하지 않는 이유는 dry-out이 발생하지 않았기 때문이다. 이는 높은 유속이 열전달표면의 액막이 마르지
않도록 유체를 지속적으로 공급하여 재습윤을 촉진하기 때문이다. 이러한 dry-out 억제에 대한 내용은 Lee et al.(14) 등에 의해 보고된 바 있다. Fig. 3(b)은 질량유속 45 kg m-2 s-1 및 열량 0.72 kW에서 평균 건도 및 포화온도에 따른 R-1234yf의 열전달계수를 보여준다. R-1234yf에 대해서 포화온도가 15℃에서
5℃로 감소함에 따라 열전달계수가 증가한다. 포화온도를 감소시킬수록 액상의 밀도가 높아지고 기상의 밀도가 낮아지기 때문에 밀도차이가 심화된다. 이에
따라, 밀도차이로 인한 기상과 액상과의 속도차이가 심화되어 액막에서 기상으로의 증발이 촉진되었기 때문이다. R-1234yf의 열전달계수가 포화온도
5℃에서 특히 높게 증가하는 이유는 낮은 포화온도에서 밀도차이 심화가 영향을 미치기 때문이다. 15℃ 대비 10℃의 기상과 액상의 밀도차이가 14%인데
비해, 10℃ 대비 5℃의 기상과 액상의 밀도차이가 22%로 나타나며, 그 결과 열전달계수가 높아지는 것으로 관찰된다. 이러한 액상과 기상의 밀도차이에
의한 액상과 기상의 속력차이는 고건도에서 두드러지므로, 더욱 증가하는 것을 볼 수 있다. (a)와 (b)에서 공통적으로 평균건도가 증가함에 따라 열전달계수가
증가한다. 평균건도를 증가시킬수록 액상이 감소하여 액막의 얇아짐에 따라 증발열전달이 잘 이루어지기 때문이다.
Fig. 3 Variation of heat transfer coefficient with mean vapor quality for various
Fig. 4 Variation of heat transfer coefficient with mean vapor quality for various heat flux and mass flux.
Fig. 4는 포화온도 10℃에서 평균 건도, 질량유속, 열량에 따른 R-1234ze(E)의 열전달계수를 보여준다. 질량유속이 48 kg m-2 s-1이고 열량이 0.9 kW인 데이터가 없는 이유는 낮은 유속 및 높은 열량에 의해 건도 변화가 매우 커서 데이터 수집이 원활하지 않았기 때문이다. 열량이
0.51 kW부터 0.9 kW로 증가함에 따른 열전달계수의 변화는 뚜렷하게 관찰되지 않는다. 다만, 열량이 dry-out의 발생 조건에 지배적인 영향을
미치는 것으로 관찰되었다. 질량유속이 45 kg m-2 s-1인 경우, 0.8-0.95의 고건도 영역에서 Fig. 3(a)에서와 같이 열전달계수가 감소하는 dry-out 현상이 관찰되었다. 열량이 0.51 kW일 때는 열전달계수가 감소하거나 소폭 감소하는 형태로 나타났고,
열량이 0.7 kW일 때는 열전달계수가 크게 감소하였다. 이는 동일한 질량유속에서 열량이 높아질수록 열전달 표면의 온도가 높아져 국부적인 표면에서의
증발이 더 빠르게 일어나 dry-out이 촉진되었음을 확인할 수 있다. 질량유속이 58 kg m-2 s-1에 대한 영향은 Fig. 3(a)에서와 동일하게 높은 질량유속에서 높은 열전달계수가 관찰되었고, 지속적인 재습윤으로 인하여 dry-out이 미관찰되었다.
Fig. 5(a)는 포화온도 15℃, 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 질량유속에 따른 R-1234yf, R-1234ze(E), R-134a의 열전달계수를 보여준다.
R-1234yf, R-134a, R-1234ze(E) 순으로 열전달계수의 크기가 관찰되었다. 이는 동일한 조건에서 R-1234yf, R-1234ze(E),
R-134a순으로 상대적으로 낮은 점도를 가지고 있었기에 난류 생성이 더 쉬웠고 그로 인해 증발열전달이 더 잘 일어났기 때문이다. 모든 냉매에서 질량유속이
32 kg m-2 s-1부터 58 kg m-2 s-1로 증가함에 따른 열전달계수의 증가가 관찰되었다. 질량유속 및 평균건도가 증가함에 따라 가장 큰 증가율을 보인 것은 R-1234yf로 관찰되었다.
이는 R-1234yf가 상대적으로 낮은 점도를 가지고 있었기 때문에 질량유속 증가에 따른 난류도의 심화가 지배적이었기 때문이다. Fig. 5(b)는 질량유속 58 kg m-2 s-1, 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 포화온도에 따른 열전달계수를 보여준다. R-1234yf, R-134a, R-1234ze(E) 순으로 열전달계수의
크기가 관찰되었고 포화온도가 5℃부터 15℃로 증가함에 따라 냉매의 다른 변화가 관찰되었다. 포화온도가 증가함에 따른 열전달계수의 변화는 각 냉매에
대해 R-1234yf는 감소, R-1234ze(E) 및 R-134a는 증가하는 모습이 관찰되었다. 이는 R-1234yf는 포화온도가 증가함에 따라
점도가 크게 감소하였기에 난류도가 심화되었기 때문이다. 다만 R-1234ze(E) 및 R-134a는 포화온도가 증가함에 따라 점도가 감소하였지만,
액상과 기상의 밀도비가 더 크게 감소로 인한 액상과 기상의 속도비 감소로 인한 증발열전달 둔화가 더 컸기 때문에 열전달계수가 다소 감소하는 경향을
보였다.
Fig. 5 Variation of heat transfer coefficient with mean vapor quality, (a)mass flux and (b)saturation temperature for various refrigerant.
Fig. 6 Variation of heat transfer coefficient with mean vapor quality and heat flux for various refrigerant.
Fig. 7 Mean heat transfer coefficient for different refrigerants.
Fig. 6은 질량유속 45 kg m-2 s-1, 포화온도 15℃에서 평균 건도 및 열량에 따른 R-1234yf, R-1234ze(E), R-134a의 열전달계수를 보여준다. R-1234yf,
R-134a, R-1234ze(E) 순으로 열전달계수의 크기가 관찰되었다. 열량이 0.5 kW부터 0.7 kW로 증가함에 따라 열전달계수는 R-1234yf에서
감소하였다. 이는 R-1234yf의 전체 건도 영역에서 부분적으로 액막이 마르면서 비효율적인 열전달이 일어나는 dry-out 현상 때문일 수 있다.
R-1234ze(E)의 경우 열량이 0.5 kW부터 0.7 kW로 증가함에 따라 낮은 건도 영역에서는 열전달계수가 증가하였고, 높은 건도 영역에서는
열전달계수가 감소하였다. 이는, 낮은 건도 영역에서 열유속 증가에 따른 핵 비등 촉진으로 인하여 열전달이 증가하였지만, 건도가 0.9인 높은 건도
영역에서는 액상이 매우 적기 때문에 열유속 증가가 오히려 dry-out을 촉진시켜 열전달이 비효율적으로 일어났기 때문이라고 볼 수 있다. 평균 건도에
따른 열전달계수는 R-1234yf에 비해 R-1234ze(E)가 45.7% 낮았다.
Fig. 7은 R-134a, R-1234ze(E), R-1234yf 의 3가지 냉매에 대한 전체 데이터의 평균열전달계수를 보여준다. R-1234yf는 R-134a와
비교하여 평균열전달계수가 60.1% 높게 측정되었다. 이는 R-1234yf가 R-134a에 비해 상대적으로 낮은 점도를 가지고 있어 유동 시 난류가
형성되기 쉬워졌기 때문이다. 또한 낮은 표면장력으로 기포 출발 지름(bubble departure diameter)이 작기 때문에, 기포의 개수가
많아서 R-134a보다 비등효과가 증가하므로 열전달계수가 크다고 볼 수 있다. 잠열, 점도, 프란틀 수 등 R-1234ze(E)의 열적 특성은 R-134a와
매우 유사하지만 R-1234ze(E)는 R-134a와 비교하여 평균열전달계수가 22.0% 낮게 측정되었다. 이는, R-1234ze(E)가 상대적으로
높은 점도를 가지고 있어 유체 흐름이 악화되었기 때문이다. 높은 표면장력으로 기포가 표면에서 떨어져나가는 지름이 크기 때문에, 기포의 개수가 적어서
R-134a보다 비등효과가 감소함에 따라 열전달계수도 작아진다. 이러한 요인들이 R-1234ze(E)의 열전달계수가 R-134a보다 낮은 이유들로
작용한다.
3.2 압력강하
Fig. 8은 건도가 변화할 때, (a)는 질량유속에 따른, (b)는 포화온도에 따른 마찰압력강하를 보여준다. Fig. 7(a)은 포화온도 10℃ 및 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 질량유속에 따른 R-1234ze(E)의 마찰압력강하를 보여준다. 질량유속이 32 kg m-2 s-1부터 58 kg m-2 s-1로 증가함에 따라 마찰압력강하가 증가한다. 질량유속을 증가시킬수록 난류도 증가로 인한 유체와 벽면과의 마찰이 증가하였기 때문이다. Fig. 7(b)은 질량유속 45 kg m-2 s-1 및 열량 0.72 kW에서 평균 건도 및 포화온도에 따른 R-1234yf의 마찰압력강하를 보여준다. R-1234yf에 대해서 포화온도가 15℃에서
5℃로 감소함에 따라 마찰압력강하가 증가한다. 포화온도가 감소할수록 점도 증가로 인한 유체의 유동저항이 커졌기 때문이다. Fig. 8(a)과 Fig. 8(b)에서 공통적으로 평균 건도가 증가함에 따라 마찰압력강하가 증가한다.
Fig. 8 Variation of frictional pressure drop with mean vapor quality for various (a)mass flux (b)saturation temperature.
Fig. 9는 포화온도 10℃에서 평균 건도, 질량유속, 열량에 따른 R-1234ze(E)의 마찰압력강하를 보여준다. 질량유속이 45 kg m-2 s-1부터 58 kg m-2 s-1로 증가함에 따라 마찰압력강하가 증가한다. 열량이 0.51 kW부터 0.7 kW로 증가하거나 감소함에 따른 마찰압력강하의 변화는 뚜렷하게 관찰되지
않는다. 열량은 주로 열전달에 영향을 미치며, 유체의 운동학적 특성인 속도와 난류에 큰 영향을 미치지 않기 때문으로 보인다. 따라서 마찰압력강하에서
열량이 미치는 영향은 크지 않음을 알 수 있다.
Fig. 9 Variation of frictional pressure drop with mean vapor quality for various heat flux and mass flux.
Fig. 10(a)은 포화온도 15℃, 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 질량유속에 따른 R1234yf, R1234ze(E), R134a의 마찰압력강하를 보여준다.
R-1234ze(E), R-134a, R-1234yf 순으로 마찰압력강하의 크기가 관찰되었고 모든 냉매에서 질량유속이 32 kg m-2 s-1부터 58 kg m-2 s-1로 증가함에 따라 마찰압력강하가 증가하였다. R-1234ze(E)에 비해 평균 건도에 따른 마찰압력강하는 R-1234yf와 R-134a에서 각각 30.9%,
20.9% 낮았다. 이는 각 냉매의 물리적 특성과 관련이 있다. R-1234ze(E)는 상대적으로 높은 밀도비를 가지고 있기 때문에 동일한 조건에서
액상과 기상의 속도차이가 심화되어 더 큰 마찰압력강하를 유발할 수 있다. Fig. 10(b)는 질량유속 58 kg m-2 s-1, 열량 0.7 kW에서 평균 건도 및 포화온도에 따른 마찰압력강하를 보여준다. R-1234ze(E), R-134a, R-1234yf 순으로 마찰압력강하의
크기가 관찰되었고 포화온도가 5℃부터 15℃로 증가함에 따라 모든 냉매에서 마찰압력강하가 감소하였다.
Fig. 10 Variation of frictional pressure drop with mean vapor quality, (a)mass flux and (b)saturation temperature for various refrigerant.
Fig. 11은 질량유속 45 kg m-2 s-1, 포화온도 15℃에서 평균 건도 및 열량에 따른 R-1234yf, R-1234ze(E), R-134a의 마찰압력강하를 보여준다. R-1234ze(E),
R-134a, R-1234yf 순으로 마찰압력강하의 크기가 관찰되었다. 열량이 0.5 kW부터 0.7 kW로 증가함에 따라 마찰압력강하가 미세하게
증가하는 경향이 관찰된다. 그러나 이 변화는 R-1234ze(E), R-1234yf 에서 매우 뚜렷하지 않으며, 열량이 마찰압력강하에 미치는 영향은
크지 않음을 알 수 있다.
Fig. 11 Variation of frictional pressure drop with mean vapor quality and heat flux for various refrigerant.
Fig. 12 Mean heat transfer coefficient for different refrigerants.
Fig. 12는 R-134a, R-1234ze(E), R-1234yf 의 냉매에 대한 전체 데이터의 평균 마찰압력강하를 보여준다. R-1234yf는 R-134a와
비교하여 평균마찰압력강하가 21.0% 낮게 측정되었다. R-1234yf는 상대적으로 낮은 점도와 밀도를 가지고 있기 때문에 동일한 조건에서 낮은 마찰압력강하가
나타날 수 있다. R-1234ze(E)는 R-134a와 비교하여 평균마찰압력강하가 14.3% 높게 측정되었다. R-1234ze(E)는 상대적으로 높은
밀도비를 가지고 있기 때문에 동일한 조건에서 액상과 기상의 밀도 차이로 인한 속도차이가 심화되어 마찰압력강하가 증가할 수 있다.
4. 결 론
본 연구는 기존의 냉매 R-134a를 대체할 수 있는 수소불화올레핀(HFO) 계열 냉매인 R-1234yf, R-1234ze(E)의 열전달계수 및 압력강하
특성을 판형열교환기에서 종합적으로 평가하였다. R-1234yf와 R-1234ze(E)는 기존의 R-134a보다 낮은 지구온난화지수를 가지고 있으며
열역학적 특성이 유사하여 주요 대체 냉매로 주목받고 있다. 실험은 0.00-1.00 범위의 건도, 32, 45, 58 kg m-2 s-1의 질량유속, 0.51, 0.65, 0.7 kW의 열량, 5, 10, 15℃의 포화온도 조건에서 수행되었으며, 연구의 결과를 다음과 같이 정리할 수
있다:
(1) 모든 실험에서 평균건도가 증가하고 질량유속이 증가할수록 냉매의 열전달계수가 증가하는 경향을 보였다. 다만 R-1234ze(E) 및 R-134a의
경우 포화온도가 증가할수록, R-1234yf의 경우 포화온도가 감소할수록 열전달계수가 증가하는 모습을 보였다. 열량의 증가 및 감소에 대한 열전달계수의
변화는 미미하게 나타났지만 dry-out의 영향을 확인하였다. R-1234yf, R-1234ze(E), R-134a 순으로 높은 열전달계수를 보였다.
R-1234yf는 낮은 점도로 인한 유동 특성 개선, 낮은 표면장력으로 인한 비등효과 증가 등의 복합적인 이유로 인하여 열전달계수가 증가하였고, R-1234ze(E)는
높은 점도로 인한 유동 특성 저하, 높은 표면장력으로 인한 비등효과 감소 등의 복합적인 이유로 인하여 낮은 열전달계수를 보였다.
(2) 모든 실험에서 평균건도가 증가하고 질량유속이 증가할수록 냉매의 마찰압력강하가 증가하는 경향을 보였다. 또한 포화온도가 감소할수록 마찰압력강하가
증가하는 경향을 보였다. 다만, 열량이 증가하거나 감소할 때 마찰압력강하에 미치는 영향은 뚜렷하지 않았다. R-1234yf, R-1234ze(E),
R-134a 순으로 높은 마찰압력강하를 보였다. R-1234ze(E)는 높은 밀도비로 인하여 마찰압력강하가 증가하였고, R-1234yf는 낮은 점도와
밀도비로 인해 낮은 마찰압력강하를 보였다.
(3) R-1234yf는 R-134a와 비교하여 평균열전달계수가 60.1% 높게 측정되었고, 평균마찰압력강하가 21.0% 낮게 측정되었으며, R-1234ze(E)의
경우에는 R-134a와 비교하여 평균열전달계수는 22.0% 낮게 측정되었고, 평균마찰압력강하는 14.3% 높게 측정되었다. 따라서 판형열교환기에서
열전달 및 마찰압력강하의 측면에서 평가했을 때, R-1234yf는 R-1234ze(E)보다 우수한 열적성능을 가지고 있다고 평가할 수 있다.
후 기
본 논문은 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(NRF-2022R1A4A5018891).
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