권민지
(Minji Kwon)
1
김두현
(Duhyun Kim)
2
윤 린
(Rin Yun)
3†
-
국립한밭대학교 기계공학과 박사과정
(Ph.D., Department of Mechanical Engineering, Hanbat National University, 125 Dongseo-daero,
Daejeon, 34158, Korea)
-
국립한밭대학교 기계공학과 학부연구원
(Undergraduate Student, Department of Mechanical Engineering, Hanbat National University,
125 Dongseo-daero, Daejeon, 34158, Korea)
-
국립한밭대학교 기계공학과 교수
(Professor, Department of Mechanical Engineering, Hanbat National University, 125 Dongseo-daero,
Daejeon, 34158, Korea)
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
키워드
이산화탄소, 냉방 성능, 난방 성능, 모바일 히트펌프, 자연 냉매, 프로판
Key words
Carbon dioxide, Cooling capacity, Heating capacity, Mobile heat pump, Natural refrigerant, Propane
기호설명
Bo：
보일링 수
COP：
성능계수
D：
열교환기 튜브 직경 [m]
G：
질량 유속 [kg/m2s]
g：
중력 가속도 [m2/s]
h：
열전달계수 [W/m2K]
$i$：
엔탈피 [J/kg]
$k$：
열전도율 [W/mK]
M：
혼합 냉매 몰 질량 [g/mol]
$\dot{m}$：
질량 유량 [kg/s]
Pr：
Prandtl 수
$p_{r}$：
압력비
$p_{cr}$：
임계 압력 [Pa]
$\dot{Q}$, q：
열 전달률 [W]
Re：
레이놀즈 수
$V$：
부피 [m3]
$v$：
비체적 [m3/kg]
$\dot{W}$：
압축기 소비 동력, 팬 동력 [W]
$w$：
R744 질량 분율
$X_{tt}$：
Lockhart-Martinelli 수
$x$：
건도
$\alpha$：
기공률
$\delta$：
액막 두께 [m]
$\mu$：
점성계수 [Ns/m2]
$\rho$：
밀도 [kg/m3]
$\sigma$：
표면장력 [N/m]
$f$：
유체
$l$：
액체
$nb$：
핵 비등
$r$：
냉매
$v$：
기체
$tp$：
이상
1. 서 론
2024년 통계청 조사에 따르면, 2022년 기준 이산화탄소를 포함한 온실가스 배출량이 연평균 2.7% 증가하여 1990년 대비 133% 증가한 것으로
나타났다. 온실가스 배출원 중 에너지 부문이 전체 배출량의 76%를 차지하며, 주요 원인으로 지목되고 있다. 이에 따라 전 세계적으로 냉매 규제가
강화되고 있으며, 이와 함께 환경친화적인 자연 냉매에 관한 관심이 높아지고 있다. 자연 냉매는 기존 화학 냉매를 대체하며 다양한 분야에서 활용되고
있으며, 특히 R744(이산화탄소)와 R290(프로판)은 우수한 냉·난방 성능, 경제성, 환경 친화성을 바탕으로 활발히 연구되고 있다. 그러나 R744와
R290을 단독으로 사용하는 경우 각각의 단점이 뚜렷하게 나타나며, 이를 보완하기 위해 다른 냉매와 혼합하여 사용하는 연구가 진행되고 있다.
Teng et al.(1)은 전기차에 적용된 R744 히트펌프 시스템과 R-134a 히트펌프 시스템의 성능을 비교한 결과, -20℃ 환경에서 R744 히트펌프 시스템이 R-134a
시스템 대비 에너지 소비량이 34.7% 절감된다는 사실을 확인하였다. Zou et al.(2)은 R290 히트펌프 시스템을 전기차에 적용하여 실외 온도와 실내 순환 공기 비율 등 다양한 조건이 히트펌프 성능과 COP에 미치는 영향을 연구하였다.
연구 결과, 난방 성능은 실외 온도의 영향을 크게 받으며, COP는 실내 온도의 영향을 더 많이 받는 것으로 나타났다. 또한, 실외 온도가 -10℃일
때 R290 히트펌프가 가장 적합하다는 결론을 도출하였다. Sun et al.(3)은 R744와 R-1234yf를 9:1 비율로 혼합한 냉매를 사용하는 히트펌프 시스템과 R-134a의 대체 냉매로 주목받는 R515B-1을 사용하는
히트펌프 시스템의 성능, 경제성, 냉매 충진량을 비교하였다. 연구 결과, R744 혼합 냉매 시스템이 R515B-1 시스템 대비 높은 COP를 보였으며,
장기간 운영 시 경제적 이점을 제공한다고 평가되었다. 반면, 냉매 충진량에서는 R515B-1 시스템이 R744 혼합 냉매 시스템의 약 81.8% 수준으로
더 적은 냉매가 필요하다는 점이 확인되었다. Cai et al.(4)은 R-134a와 R290 냉매를 혼합하였을 때 R290의 인화성을 평가하였다. 연구 결과, R-134a의 체적 분율이 70~80% 이상일 경우 R290의
인화성이 정상 인화성에서 약 인화성으로 감소하며, R-134a가 R290의 인화성을 효과적으로 억제한다는 사실이 확인되었다.
이처럼 R744 및 R290을 혼합하여 성능을 분석하는 연구가 진행되고 있지만, 관련 연구는 여전히 제한적이며, 세부적인 열역학적 특성에 대한 연구가
부족한 실정이다. 이에 따라, 본 연구에서는 R744와 R290 냉매를 혼합하여 모바일용 히트펌프에 적용할 경우, 혼합 분율에 따른 냉방 및 난방
성능과 냉매 충전량 변화를 이론적으로 분석하고자 한다.
2. 연구 방법
본 연구에서는 R744와 R290 혼합 냉매를 사용하는 모바일 히트펌프 시스템 설계를 Purdue 대학에서 히트펌프 설계를 위해 개발한 ACHP 1.5
프로그램(5)을 기반으로 수행하였다. 연구 목적에 맞게 본 프로그램을 수정하여 Direct Expansion (DX) 사이클을 중심으로 시스템을 분석하였다. DX
사이클의 구성은 Fig. 1에 나타나 있으며, Fig. 1(a)는 냉방 모드에서의 냉매 이동 방향과 실내외 구분을, Fig. 1(b)는 난방 모드에서의 냉매 이동 방향과 실내외 구분을 보여준다.
Fig. 1 Direct Expansion cycle mode.
본 사이클에서는 반 밀폐형 왕복동식 압축기를 사용하였으며, 열교환기로는 핀 튜브 열교환기를 적용하여 성능 계산을 수행하였다. 팽창 밸브는 이상적인
등엔탈피 과정으로 가정하여 계산을 진행하였다. 시스템 성능은 응축기와 증발기 팬의 소비전력을 포함하여 산출되었으며, 냉방 모드에서의 성능계수(COPC)는
식(1)을, 난방 모드에서의 성능계수(COPh)는 식(2)을 통해 계산하였다.
히트펌프 설계 프로그램은 냉방 및 난방 성능, COP 등의 결과를 도출하기 위해 압축기 정보, 열교환기의 과열도 및 과냉도, 모델링 정보, 공기 유입
온도 등을 입력 데이터로 활용하였다. 또한, 건도와 엔탈피 그리고 포화 온도 등을 포함한 히트펌프 성능 계산에 필요한 냉매의 정확한 물성값을 산출하기
위해 REFPROP과 CoolProp 프로그램을 설계 프로그램과 연동하여 계산을 수행하였다.
냉매 충진량은 식(3)을 통해 계산되었으며, 충진량 계산에 필요한 기공률 $\alpha$은 식(4)의 Zivi 모델(6)을 기반으로 산출하였다.
2.1 압축기 계산 및 알고리즘
본 연구에서는 R290의 질량 분율에 따라 세 종류의 압축기를 선정하여 사용하였다. R290의 질량 분율이 0.1에서 0.3인 경우에는 R744 전용
압축기를, 0.4에서 0.6인 경우에는 R-404A 전용 압축기를, 0.7에서 0.9인 경우에는 R290 전용 압축기를 각각 사용하였다. 특히 R-404A
전용 압축기를 선정한 이유는 R744와 R290을 5:5로 혼합한 경우, 압축기의 입구 비체적 및 출구 비체적 그리고 압축비가 가장 유사하였기 때문이다.
이 압축기의 경우, 혼합 냉매의 입구 비체적은 0.0279 m³/kg, R-404A의 입구 비체적은 0.0226 m3/kg으로 나타났다. 출구 비체적의 경우, 혼합 냉매는 0.011 m3/kg, R-404A는 0.0102 m3/kg으로 확인되었다. 또한 압축기의 성능은 압축기 맵 데이터를 기반으로 계산하였다. 이를 위해 응축기의 출구 포화 온도(Saturation Discharge
Temperature, SDT)와 증발기의 포화 흡입 온도(Saturation Suction Temperature, SST)를 조정하여 Bitzer
소프트웨어를 통해 필요한 데이터를 추출하고, 압축기 맵 데이터 생성을 완료하였다. 압축기의 실제 질량 유량과 소비 동력은 압축기 맵 데이터에서 추출한
이상적인 값을 기반으로, 식(5)과 식(6)을 이용하여 도출하였다.
본 연구에서는 윤활유로 Polyol Ester (POE) 32를 사용하였다. POE 32는 R744를 포함하여 다양한 냉매와의 호환성을 갖는다.
2.2 열교환기 계산 및 알고리즘
본 연구에서는 열교환기의 흐름을 직교류로 가정하였으며, 열교환기의 효율과 전달 단위 수(NTU)를 활용하여 열 전달률을 계산하는 ε-NTU 모델을
사용하여 열교환기의 물성값과 열 전달률을 산출하였다. 열교환기의 열량은 각 구간 열량의 합으로 계산하였다. 열교환기의 전체 압력 강하는 모든 구간의
압력 강하를 합산하여 계산하였으며, 이상 구간의 압력 강하는 Lockhart and Marinelli(7) 상관식을 기반으로 계산하였다. 단상 구간의 압력 강하는 Darcy 마찰 계수를 기반으로 계산하는 Churchill(8) 모델을 사용하여 산출하였다. 이상 구간의 압력 강하는 마찰 압력 강하와 가속 압력 강하를 모두 고려하여 계산을 진행하였다.
본 연구에서는 R744와 R290 혼합 냉매의 응축 및 증발 열전달 계수를 다양한 상관 식을 활용하여 계산하였다. 응축 열전달 계수의 경우, 기존
연구가 부재하여 단상 구간의 열전달 계수는 Gnielinski(9) 모델을 사용하였으며, 이 모델은 식(7)과 같은 상관 식을 사용하여 열전달 계수를 도출하였다, 이상 구간의 열전달 계수는 Shah(10) 모델의 식(8)을 기반으로 산출하였다.
증발 열전달 계수는 단상 구간인 과열 구간과 이상 구간에서 서로 다른 모델을 적용하여 계산하였다. 단상 구간의 열전달 계수는 응축 열전달 계수와 같이
Gnielinski(9) 모델을 사용하여 계산하였으며, 이상 구간에서는 Zhu et al.(11)의 연구에서 제시한 R744와 R290 혼합 냉매의 특성을 반영한 증발 열전달 계수 상관 식을 적용하였다.
이상 구간의 증발 열전달 계수 $h_{tp}$는 식(9)을 통해 계산되었으며, 이 상관 식은 Martinelli 수, 액막 두께, 핵 비등 열전달 계수, 혼합 냉매의 몰 질량과 이산화탄소 질량 분율, 임계
압력 대비 압력비, 레이놀즈수, 보일링 수 등을 바탕으로 한다. Martinelli 수는 식(10), 액막 두께는 식(11), 핵 비등 열전달 계수는 식(12)을 사용하여 계산하였으며, 또한, 액막 두께 계산에 필요한 기공률 $\alpha$은 식(13)을 사용하여 계산을 진행하였다.
3. 결과 및 고찰
외기온도와 냉매 혼합비에 따른 모바일용 히트펌프 시스템의 냉·난방 성능 및 냉매 충진량을 비교·분석하기 위해, Table 1에 제시된 혼합비와 실내·실외 온도 조건을 설정하였다. 실내 온도는 냉방 모드와 난방 모드에서 각각 27℃와 17℃로 설정하였으며, 과열도는 냉․난방
모드 모두 3 K, 과냉도는 5 K로 설정하였다. 설정된 조건을 바탕으로 외기온도를 변경하며 히트펌프 시스템의 성능을 분석하였고, 이를 통해 모바일
히트펌프 시스템에 적합한 최적의 냉매 혼합비를 도출하였다. 또한, 외기온도 변화에 따른 성능 차이를 다양한 각도에서 종합적으로 평가하였다.
Table 1 Operating conditions for the heat pump system simulation
|
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Cooling mode
|
Heating mode
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Mixing ratio (R744:R290)
|
1:9, 2:8, 3:7 4:6, 5:5, 6:4, 7:3, 8:2, 9:1
|
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Indoor dry bulb temperature
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27℃(51%)
|
17℃ (51%)
|
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Outdoor dry bulb temperature
|
31, 35℃(71.8%)
|
-5, 5℃(56.3%)
|
3.1 히트펌프 시스템 설계 프로그램 검증
히트펌프 설계에 사용된 프로그램의 검증을 위해 Kim et al.(12)의 기존 연구 결과와 비교를 수행하였다. 검증은 기존 연구에 명시된 냉매 충진량과 동일하게 2.2 kg, 2.55 kg, 2.83 kg으로 설정하여,
충진량 변화에 따른 P-h 선도의 변화를 Fig. 2에 제시된 바와 같이 분석하였다. 비교 결과, 냉매 충진량이 2.2 kg일 때 압축비는 4.66%의 차이를 보였고, 2.55 kg과 2.83 kg에서는
각각 3.41%와 2.24%의 차이가 확인되었다.
이 결과는 본 연구에서 사용된 히트펌프 설계 프로그램이 DX 사이클의 열역학적 거동을 신뢰성 있게 재현할 수 있음을 나타내며, 다양한 냉매 충진량
조건에서도 히트펌프 시스템 성능을 정확히 평가할 수 있는 유효성을 보여준다.
3.2 R744 & R290 혼합 냉매의 히트펌프 냉방 성능 비교
여름철 외기온도가 31℃와 35℃인 조건에서 R290 질량 분율 변화에 따른 냉방 성능과 히트펌프 시스템 COP를 비교 분석하였다. 두 외기온도 조건
모두에서 R290 질량 분율이 증가함에 따라 냉방 성능과 COP가 증가하는 경향을 보였다. 이는 R290의 증발 잠열이 R744보다 31.33% 더
크기 때문으로 분석된다.(13) 구체적인 분석 결과는 Fig. 3에 제시되어 있으며, Fig. 3(a)는 R290 혼합 분율 변화에 따른 냉방 용량(Capacity)을, Fig. 3(b)는 압축기 소비전력 및 COP 변화를 나타낸다. 모든 외기온도 조건에서 R290 질량 분율이 0.9일 때 냉방 성능이 가장 뛰어난 것으로 나타났으며,
외기온도 31℃에서는 최고 냉방 용량이 3.67 kW, 35℃에서는 3.5 kW이다. R290 질량 분율 변화에 따른 냉방 성능 차이는 외기온도 31℃에서
최대 47.62%, 35℃에서는 최대 55.5%로 나타났다.
또한, 외기온도가 상승함에 따라 응축기의 성능이 저하되면서 전체 냉방 용량이 감소하는 경향을 보였다.
COP 역시 냉방 용량과 마찬가지로 R290 질량 분율이 0.9일 때 가장 우수한 값을 나타냈으며, 질량 분율이 증가함에 따라 함께 증가하는 경향을
보였다. 외기온도 31℃에서의 최고 COP는 3.76, 35℃에서는 3.46으로 나타났다. 최고 COP와 최저 COP 간의 차이는 외기온도 31℃에서
38.44%, 35℃에서는 37.57%에 달하였다. 냉방 용량은 전반적으로 선형적인 증가 경향을 보인 반면, COP는 비선형적인 양상을 나타냈다.
이러한 비선형적 특성은 R290 질량 분율이 0.4에서 0.6인 구간에서 사용된 R-404A 압축기의 소비전력이 R744 및 R290 압축기에 비해
상대적으로 높기 때문으로 분석된다. 외기온도가 상승함에 따라 응축 압력이 증가하고, 이에 따라 압축비가 커지면서 압축기의 소비전력이 증가하는 것으로
해석된다.
Fig. 2 Heat pump P-h diagram for program validation.
Fig. 3 Cooling capacity and COP variation in the cooling mode.
3.3 R744 & R290 혼합 냉매의 히트펌프 난방 성능 비교
외기온도가 -5℃와 5℃인 겨울철 난방 모드 조건에서 R290 질량 분율 변화에 따른 난방 용량(Capacity)과 히트펌프 시스템의 난방 COP를
분석하였다. 그 결과, 냉방 모드와 마찬가지로 R290 질량 분율이 증가할수록 난방 성능과 COP가 전반적으로 향상되는 경향을 보였다. 이는 R744의
비율이 증가할수록 응축 압력이 상승하고, 이에 따라 응축 온도가 높아지며, 고정된 외기 조건에서 응축 온도와 외기온도의 차이가 감소하여 응축기의 성능이
저하되기 때문으로 분석된다. 즉, R290의 혼합비율이 높아질수록 난방 용량이 증가하는 경향을 나타낸다. 이러한 경향은 동일한 압축기 사양에서 R290의
비율이 증가할수록 압축기의 소비 동력이 감소하는 결과에서도 확인할 수 있다.
Fig. 4 Heating capacity and COP variation in the heating mode.
R290 질량 분율에 따른 난방 성능(Capacity), COP, 그리고 압축기 소비 동력의 변화 양상은 Fig. 4에 자세히 나타냈으며, 이를 통해 난방 모드에서의 성능 특성을 더욱 구체적으로 확인할 수 있다. Fig. 4(a)는 R290 혼합 분율 변화에 따른 난방 성능(Capacity)을, Fig. 4(b)는 압축기 소비전력 및 난방 COP 변화를 나타낸다.
외기온도가 5℃일 때 최고 난방 성능은 4.25 kW로 나타났으며, -5℃에서는 4.2 kW를 기록하였다. 최고 난방 성능과 최저 난방 성능 간의
차이는 외기온도가 5℃일 경우 53.41%, -5℃일 경우 54.53%로 확인되었다.
난방 모드에서의 COP 또한 냉방 모드와 유사하게 비선형적인 경향을 보였다. 이러한 경향은 주로 압축기 소비 동력과 외기온도가 주요 요인으로 작용한
것으로 해석된다. 외기온도에 따른 COP를 비교한 결과, 외기온도가 5℃일 때 COP는 -5℃일 때보다 높았으며, -5℃에서의 최고 COP는 3.89,
5℃에서의 최고 COP는 4.14로, 약 6.43% 더 높은 값을 보였다. 또한, 외기온도가 5℃일 때 최고 COP는 최저 COP보다 40.24%
더 컸으며, -5℃일 때 최고 COP는 최저 COP 대비 33.68% 더 큰 차이를 나타냈다.
압축기 소비 동력의 경우, R-404A 압축기를 사용하는 R290 질량 분율 0.4 ~ 0.6 구간에서 다른 구간보다 소비 동력이 높게 나타났다.
그러나 R290 질량 분율이 증가함에 따라 압축기 소비 동력이 전반적으로 감소하는 경향을 보였다. 외기온도가 낮아짐에 따라 소비 동력의 차이가 발생한
이유는, 외기온도가 낮아질수록 증발온도가 감소하고 압축비가 커지면서 압축기의 소비 동력이 증가했기 때문으로 분석된다.
3.4 냉매의 충진량 비교
히트펌프 시스템 내 혼합 냉매의 충진량은 R290의 질량 분율이 증가할수록 감소하는 경향을 보였다. 이러한 경향은 R744와 R290의 밀도 차이
및 기공률의 차이에서 기인한 것으로 분석된다. R290의 밀도는 R744보다 약 48.33% 낮으며, 순수 R290의 기공률이 R744와 R290
혼합 냉매의 기공률보다 더 크기 때문에 동일한 히트펌프 시스템의 체적조건에서 충진량 감소에 영향을 미친 것으로 판단된다.
Fig. 5는 냉매 충진량과 관련된 결과를 보여준다. Fig. 5(a)는 냉방 모드에서 R290 질량 분율 변화에 따른 냉매 충진량을, Fig. 5(b)는 난방 모드에서 R290 질량 분율 변화에 따른 냉매 충진량을 나타낸다. 또한, Fig. 5(c)는 R744와 R290 혼합 냉매 및 순수 R290의 건도에 따른 기공률 변화를 제시하며, 충진량 변화의 원인을 더욱 구체적으로 확인할 수 있다.
냉방 모드에서는 외기온도가 31℃일 때 냉매 충진량이 최고 0.539 kg, 최저 0.259 kg으로 나타났으며, 외기온도가 35℃일 때는 최고 0.542
kg, 최저 0.261 kg으로 기록되었다. 두 온도 조건에서 최고 충진량과 최저 충진량 간의 차이는 각각 31℃에서 0.28 kg, 35℃에서 0.281
kg으로 비슷한 수준을 보였다. 또한, 외기온도가 상승함에 따라 냉매 충진량이 소폭 증가하는 경향을 나타냈다.
난방 모드에서는 외기온도가 5℃일 경우 냉매 충진량이 최저 0.352 kg, 최고 0.8 kg으로 나타났고, 외기온도가 -5℃일 경우 최저 0.357
kg, 최고 0.747 kg으로 확인되었다. 이를 통해 난방 모드에서 외기온도가 낮아질수록 최고 냉매 충진량이 감소하는 경향을 확인할 수 있었다.
Fig. 5 Variation of refrigerant charge amount and void fraction.
3.5 순수 R290냉매와 R744 & R290 혼합 냉매와의 비교
인화성 등을 고려했을 때, 모바일용 히트펌프의 냉매로서 R290의 최적의 질량 분율은 0.8로 판단되었으며, 이에 따라 R290의 질량 분율이 0.8일
때와 순수 R290의 COP를 비교하였다.
Fig. 6은 냉방 및 난방 모드에서 R744&R290 혼합 냉매와 순수 R290의 성능을 비교한 결과를 나타낸다. Fig. 6(a)는 COP 비교 결과를, Fig. 6(b)는 냉매 충진량 비교 결과를 나타내며, 분석 결과 순수 R290 냉매는 냉방 및 난방 조건에서 모두 R744&R290 혼합 냉매보다 우수한 성능을
보였다.
냉방 조건에서 순수 R290의 COP는 R744&R290 혼합 냉매 대비 최대 19.42% 높게 나타났으며, 난방조건에서는 순수 R290의 COP가
최대 17.6% 우수한 것으로 확인되었다.
순수 R290과 R290의 질량 분율이 0.8인 R744&R290 혼합 냉매를 비교한 결과, 순수 R290의 냉매 충진량이 냉방 및 난방 모든 조건에서
R744&R290 혼합 냉매보다 적은 것으로 나타났다. 냉방 조건에서는 순수 R290의 냉매 충진량이 혼합 냉매 대비 최대 30.72% 적었으며,
난방 조건에서는 최대 27.2% 적은 것으로 확인되었다.
Fig. 6 Comparison of COP and refrigerant charge amount between R290 and R290&R744
mixture.
4. 결 론
본 연구에서는 R744와 R290 혼합 냉매의 혼합 분율에 따른 히트펌프 시스템의 냉·난방 성능, COP, 그리고 냉매 충진량 변화를 분석하기 위해
ACHP 기반 히트펌프 설계 프로그램을 활용하여 히트펌프 구성 요소를 설계하고 다음과 같은 결론을 도출하였다.
(1) R290 질량 분율이 증가할수록 냉·난방 성능이 향상되었다. 냉방 모드의 경우 R290 질량 분율에 따른 성능은 최대 55.5%의 차이를 보였으며,
난방 모드에서는 최대 54.53%의 성능 차이가 발생하였다.
(2) COP 역시 냉·난방 성능과 마찬가지로 R290 질량 분율이 증가할수록 향상되었다. 그러나 R-404A 압축기의 소비 동력 차이로 인해 COP는
선형적인 변화를 보이지 않았다. COP는 R290 질량 분율에 따라 냉방 모드에서 최대 38.44%, 난방 모드에서 최대 40.24%의 차이를 보였다.
(3) 냉매 충진량은 R290 질량 분율이 증가함에 따라 선형적으로 감소하는 경향을 나타냈다. 이는 R290과 R744의 밀도 차이와 기공률 차이에
기인한 결과로 분석된다. 냉매 충진량은 냉방 모드에서 최대 51.95%, 난방 모드에서 최대 56%의 차이를 보였다.
(4) R290의 질량 분율이 0.8인 R744&R290 혼합 냉매를 순수 R290 혼합 냉매와의 COP를 비교하였을 때, R290의 COP는 냉방
시 최대 19.42%, 난방 시 최대 17.6% 높아, 혼합 냉매보다 우수한 성능을 나타냈다.
(5) 순수 R290의 냉매 충진량은 모든 냉방 및 난방 조건에서 R744&R290 혼합 냉매보다 적었으며, 냉방 조건에서는 최대 30.72%, 난방
조건에서는 최대 27.2% 적은 것으로 나타났다.