기호설명

1. 서 론

확산형 흡수식 냉동기는 성적계수는 낮지만, 움직이는 작동부가 없으므로 매우 조용하고 안정적이다. 이러한 장점으로 현재도 숙박시설이나 오피스에 종종 사용된다. 암모니아-물 혼합물을 작동유체로 사용하며 수소를 보조가스로 사용하는 확산형 흡수식 냉동기는 1920년대에 Von Platen and Munters⁽¹⁾에 의해 개발되었다. 개발 이후로 암모니아-물 혼합물 등 다양한 작동유체를 사용하는 확산형 흡수식 냉장고의 연구가 활발히 이루어졌다. 그 중 Zohar et al.⁽²⁾의 연구에서 확산형 흡수식 냉동기 사이클의 열역학적 모델이 소개되었다. Zohar et al.⁽²⁾의 연구에 따르면 강용액에서의 암모니아 농도는 0.25에서 0.30 사이에 있을 때 가장 높은 COP가 달성되었다. 또한, 재생기 온도가 195℃와 205℃일 때, 강용액의 농도와 희용액의 농도는 각각 0.3과 0.1로 설정하는 것을 권장했다.

한편, 전 세계 국가들의 화석연료 부족과 에너지 저감 정책에 따라 공조냉동 분야에서도 이를 해결하려는 변화의 움직임이 나타나고 있다. 국토교통부에 따르면, 2022년 전국 모든 건물의 에너지 총사용량은 3,636만 2,000 TOE(석유환산톤)로 2021년(3,434만 3,900 TOE)보다 5.9% 증가하였다. 동시에 기후변화에 따른 냉난방도일이 5.4% 증가한 모습을 보이며 미래에는 냉난방에 사용되는 에너지가 더 증가할 것으로 예측된다.⁽³⁾ 또한 2022년 10월 HFC 감축 이행을 위해 오존층 보호를 위한 특정물의 제조 규제 등에 관한 법률(오존층보호법) 일부개정법률안이 국회를 통과하며 2024년부터 키갈리 개정의정서에 따라 지구온난화 물질인 HFC류에 대한 국내 소비량 감축 규제가 시행될 예정이다.^(4,5) 기존에 사용하던 압축식 냉장고와 다르게 확산형 흡수식 냉장고는 HFC류 냉매를 사용하지 않고 유기 냉매를 사용하므로 오존층 보호는 물론 탄소 저감에 기여한다.

확산형 흡수식 냉동기는 다양한 열원을 활용하여 냉방 효과를 얻을 수 있다. 그러나 시스템에서 가장 중요한 요소는 공급되는 열에너지이며, 이는 기포펌프에 전달된 열에너지를 통해 모든 구성 요소가 원활하게 순환하도록 하는 핵심 역할을 한다.⁽⁶⁾ 기존 압축식 냉동기는 에너지 문제, 연료 가격 상승, 환경 관련 문제에 영향을 받았다. 하지만 확산형 흡수식 냉동기는 건축물에서 버려지는 많은 양의 폐열이나 태양열 같은 저열원으로 냉방효과를 얻을 수 있다. 확산형 흡수식 냉동기는 보통 암모니아-물 혼합물이나 리튬 브로마이드-물 혼합물을 작동유체로 사용한다. 암모니아의 낮은 끓는점 때문에 암모니아-물 혼합물은 리튬 브로마이드-물 혼합물보다 높은 성능을 보인다.⁽⁷⁾ 본 연구와 동일한 혼합물을 사용한 Lin et al.⁽⁸⁾의 연구에서 입열량에 따른 COP(성적계수)의 변화량을 확인할 수 있지만, 고전력만을 대상으로 한 연구였기에 본 연구에서는 폐열이나 태양열 사용 가능성을 알아보고자, 저전력에서의 COP 변화 특성을 연구했다.

2. 연구 방법

2.1 확산형 흡수식 냉동 사이클

Fig. 1은 본 연구에 사용된 냉장고의 냉동 사이클 구성도이다. 하단부의 열교환기와 우측의 기포펌프는 단열된 상태이다. 기포펌프와 재생기에서 냉매와 흡수제 혼합물이 열에너지를 받으면 냉매와 흡수제는 분리된다. 기포펌프를 지난 혼합물은 정류기를 지나며 다시 흡수제와 냉매를 분리한다(9). 이때, 열을 방출하며 혼합물의 농도가 증가한다(1). 정류기를 지난 고농도의 냉매와 흡수제 혼합물(이하 강용액)은 응축기로 이동하여 기체 형태의 냉매는 액체로 응축된다(2). 액체 상태의 강용액은, 흡수기에서 흡수 과정을 거친 후 섞이지 않은 보조 가스와 증발기에서 만난다. 이와 동시에 기체상태의 냉매의 분압이 낮아지며, 끓는점이 낮아지고 냉각 효과를 얻게 된다(3). 보조가스와 혼합된 강용액은 저장소로 흘러가며, 흡수기에 들어간다(4). 동시에 기포펌프에서 분리된 낮은 농도의 냉매와 흡수제 혼합물(이하 희용액)이 용액 열교환기를 지나며(10) 흡수기 상단부로 들어간다(11). 보조 가스와 혼합된 강용액과 희용액은 역류 형태로 만나며 흡수 과정을 거친다. 이와 동시에 보조가스는 분리되고(12), 강용액은 최종적으로 저장소로 흘러간다(5). 저장소의 강용액은 용액 열교환기에서 온도가 상대적으로 높은 희용액(10)으로 예열 효과를 얻으며 재생기로 들어가고(7), 다시 (1)의 과정을 반복한다.

확산형 흡수식 냉장 사이클 내, 개별 검사 체적에서 작동 유체가 두 개 이상의 순수 물질로 이루어진 혼합물인 경우, 압력, 온도, 질량분율 등의 상태량을 정밀하게 분석하는 것이 중요하다. 본 연구에서는 Alamdari⁽⁹⁾가 제안한 포화 암모니아–물 혼합물의 관계식(1)과 Table 1을 기반으로 하여, 연구에서 설정한 작동 조건 하의 압력–온도–질량분율(P-T-x) 선도를 Fig. 2에 제시하였다. 특정 검사 체적의 포화 온도와 질량분율을 대입하면 포화 압력을 산출할 수 있으며, 이를 통해 사이클 내 개별 검사 체적에서 상태들이 포화선 상에서 어떻게 분포하는지를 분석할 수 있다. 검사 체적 내 작동 유체가 2성분계(암모니아–물 혼합물)인 경우, 해당 P-T-x 선도를 기준으로 각 체적 내의 상태량을 점함수 형태로 정의할 수 있고, 이 점함수들을 연결함으로써 사이클 전반에 대한 경로함수를 구성할 수 있다. 한편, 작동 유체가 3성분계(암모니아–물–헬륨)인 경우, 헬륨은 이상기체로 가정하며 상변화에는 직접 관여하지 않으므로, 혼합물의 총 압력에는 영향을 미치되 상평형 해석에는 영향을 주지 않는다. 따라서, 암모니아–물의 P-T-x 선도를 기반으로 한 해석이 유효하다.

(1)

$P_{sat}(T_{sat},\: x)=\sum_{i=0}^{3}(a_{i}+b_{i}T_{sat}+c_{i}T_{sat}^{2}+d_{i}T_{sat}^{3})x^{i}$

Fig. 1 Diffusion absorption refrigeration sysrem cycle

Fig. 2 P-T-x diagram of saturated ammonia-water mixture.

Table 1 Coefficients of Equation (1)

$i$	$a_{i}$	$b_{i}$	$c_{i}$	$d_{i}$
0	+1.2328×100	+1.8947×10-2	-7.5905×10-4	+5.5294×10-6
1	-9.9394×100	-1.9512×10-1	+2.5043×10-3	+3.1725×10-6
2	+2.6585×101	+7.1830×10-1	+3.8511×10-3	-1.4522×10-5
3	-1.3512×101	-3.8253×10-1	-3.5429×10-3	+2.7155×10-5

2.2 입열량에 따른 COP 자연대류 해석

본 연구는 Wintec사의 WC-60C(이하 확산형 흡수식 냉장고)을 실험 대상으로 하여 증발기, 재생기의 표면온도를 측정하였다. 표면온도는 T-type 열전대, 기전력 측정 및 데이터 기록기 Graphtec data logger GL820을 사용하여 측정 및 수집했다. T-type 열전대의 위치는 증발기 좌측, 중앙, 우측(Fig. 3(a))에 부착했다. 증발부의 열전도율은 매우 높고, 두께가 얇으므로 열저항이 매우 작다. 따라서 본 연구는 증발기의 표면온도를 냉장 사이클 내부 냉매의 온도와 같다고 가정하였다. 재생기의 경우에는 히터의 직접적으로 영향을 받는 곳, 단열재 내부로 T-type 열전대를 부착했다.

각 작동부 표면에 T-type 열전대를 부착했다. 증발부에서 수평으로 50 cm 떨어진 지점(Fig. 3(b))의 T-type 열전대를 통해 온도를 측정하고 주변 온도($T_{i}$)라고 설정했다. 온도 측정 위치와 실험 구성은 Fig. 3(a)와 Fig. 4에 나타나 있다.

본 연구의 실험 조건은 암모니아를 냉매, 물을 흡수제, 헬륨을 보조가스로 사용하는 시스템이며, 히터의 저항, 전압, 전력 조건은 Table 2에 정리되어 있다.

전압 및 전력은 대광 슬라이닥스(300 V, 3 kVA)를 통해 조절했다. 전압 조정을 통해 정해진 입력 전력값을 $\dot{Q_{H}}$라고 설정한다. 이때, COP를 계산하는 과정에서 기포펌프에 전달되는 가열량은 히터의 입력 전력과 동일하다고 가정한다. 전력값이 변화함에 따라 달라지는 확산형 흡수식 냉동기의 작동부 온도를 측정한다. 이때, 증발기 좌측, 중앙, 우측, 세 지점의 온도의 평균을 구하여 증발기 평균온도($T_{s}$)라고 정의한다. 식(2)~식(6)과 작동유체의 물리적 특성은 EES(Engineering Equation Solver)에 내장된 데이터를 이용하여 계산한다.

확산형 흡수식 냉장고의 냉각 용량을 정의하는 Newton의 냉각 법칙이다.

(2)

$\dot{Q}_{DAR}=h A\left(T_{i}-T_{s}\right)$

자연대류의 대류열전달계수 $h$는 식(3)과 같이 Çengel et al.⁽¹⁰⁾의 수직 평판의 상관식을 사용한다.

(3)

$N u=\dfrac{h L_{c}}{k_{a}}=\left[0.825+\dfrac{0.387Ra_{L}^{\dfrac{1}{6}}}{\left\{1+\left(\dfrac{0.492}{Pr_{a}}\right)^{\dfrac{9}{16}}\right\}^{\dfrac{8}{27}}}\right]^{2}$

Rayleigh 수는 식(4)으로 정의된다.

(4)

$Ra_{L}=Gr_{L}Pr_{a=}\dfrac{g\beta_{a}\left(T_{i}-T_{s}\right)L_{c}^{3}}{\nu_{a}^{2}}Pr_{a}$

확산형 흡수식 냉장고의 COP는 다음과 같이 정의된다.

(5)

$COP=\dfrac{\dot{Q}_{DAR}}{\dot{Q_{H}}}$

온도변화에 따라 달라지는 물리적 특성(공기의 열전도도($k_{a}$), 프란틀 수($Pr_{a}$), 동점성계수($\nu_{a}$), 부피팽창계수($\beta_{a}$))는 막(Film) 온도를 이용하여 계산한다. 막 온도는 식(6)과 같이 증발기 표면온도와 주변공기온도의 산술평균으로 정의된다.

(6)

$T_{f}=\dfrac{T_{i}+T_{s}}{2}$

본 연구는 증발부에서 대기로부터 흡수된 열량을 계산하기 위해 뉴턴의 냉각 법칙을 적용하였으며, 대류 열전달계수를 계산하기 위해 Çengel et al.⁽¹⁰⁾의 수직 평판 자연대류 상관식을 사용했다. 증발기에서 작동유체의 입출구 엔탈피와 질량유량으로 열전달률을 계산하는 것이 정확하지만, 본 연구에서는 작동유체의 상태량과 유량 측정이 어려워, 공기층의 자연대류 열전달을 이용했다.

Fig. 3 T-type temperature probe location.

Fig. 4 Experiment setup: Diffusion absorption refrigeration, Data logger and Variable autotransformer.

Table 2 Experimental setup

Refrigerant	Absorbent	Auxiliary gas	Heater
			Resistance [ ]	Voltage [V]	Power [W]
Ammonia (80g)	H2O	He	634.92	120	22.68
				180	51.03
				240	90.72
				300	141.75

3. 결과 및 분석

본 연구는 전압조정기를 사용하여 재생기 가열량을 변화시켜 소형 확산형 흡수식 냉장고의 성능을 분석하였다. 계산 과정 중 열역학적 특성과 물리적 특성은 Table 3에 정리되어 있으며, 전력별 COP는 Fig. 7에 제시되어 있다. COP를 계산하기에 앞서, 확산형 흡수식 냉장고 사이클의 정상상태를 판별해야 했다. 정상상태를 가정하기 위해 주요 열교환이 있는 작동부에 T-type 열전대를 부착하여, 온도변화를 통해 정상상태에 도달했음을 판단했다. 재생기, 응축기, 증발기에서 온도 변화가 신뢰수준 1% 내에서 평균에 수렴할 때 ($\alpha$ = 0.01), 정상상태에 도달했다고 판단하여 측정값을 기록했다(Fig. 5).

첫 번째, 전압이 변화함에 따라 전력은 비례하는 모습을 보였고, 180 V, 51 W에서 COP는 0.023으로 가장 높았다. 두 번째, COP 값은 (300 V, 142 W)보다 (120 V, 23 W)에서 0.008 높은 값을 보였고, 전력은 약 119 W 차이를 보인다.

전압이 증가함에 따라 기포펌프의 가열량이 증가하고, 이로 인해 끓음이 활발해지며 냉매 발생량이 증가하여 COP가 향상된다는 사실은 선행연구에서 확인된 바 있다.⁽¹¹⁾ 또 수직 기포펌프의 이상 유체 유동 형상 중 슬러그류일 때 가장 높은 효율을 낼 수 있다. 하지만 180 V 이후로는 Churn류로 전이되며 냉매의 순환이 원활하지 않아 51 W 이상의 전력에서 COP가 감소한다.⁽¹²⁾

전력 입력량에 따른 증발부 표면 온도의 변화를 Fig. 6, 성적계수의 변화를 Fig. 7에 나타내었다. 22.68 W에서는 실질적으로 증발부의 온도가 감소하지 않으며, 일정 수준 이하의 전력에서는 냉매가 기화되지 않아 사이클이 작동하지 않는 것이라고 판단할 수 있다. 따라서 이 시스템의 최소 구동 임계점으로 추정할 수 있다. 전압이 180 V, 소비전력 51 W일 때 성적계수는 최댓값인 0.023이 된다.

Fig. 5 Temperature of evaporator, condenser and generator.

Fig. 6 Temperature of evaporator according to heat input.

Fig. 7 COP and heat input variations according to voltage.

4. 결 론

본 연구에서는 입력전력량에 따른 소형 확산형 흡수식 냉동기의 실험장치를 구성하여 온도를 측정하였다. 또한, 자연대류 관계식을 통해 시스템의 주요 성능 지표인 COP를 계산했다. 이를 통해 저전력 구간에서 최적의 COP를 도출하고자 하였다. 그 결과는 다음과 같다.

(1) 확산형 흡수식 냉동기의 성적계수는 입열량에 비례하지 않으며, 특정한 입열량에서 최댓값이 된다.

(2) 본 실험에서 COP는 특정 입열량(180 V, 51 W)에서 최고값이 도출되었다. 이것은 기포펌프의 영향으로 일정 입열량을 넘어서면 COP가 낮아지는 형상을 보인다. 이는 기포펌프의 이상 유체 유동 형상의 전이로 인한 결과이다.^(8,12)

본 연구는 작동유체의 증발기를 흐르는 질량유량과 입구 및 출구의 엔탈피 차로 구하는 냉각량 대신 자연대류식을 활용하여 냉각량을 계산하고 이로부터 성적계수를 계산했다. 이 방법을 통해 재생기 가열량에 따른 COP 변화 경향을 간편하게 도출한 것은 유의미하나, 이를 통해 도출한 COP는 냉매의 냉각량으로 계산한 COP보다 정확도가 낮다는 한계가 있다. 정확한 수학적 사이클 모델을 적용하여 결과를 도출하면, 보다 정확한 COP를 계산하는 데 크게 이바지할 것으로 판단된다. 또한, 향후 연구에서는 가열량 외에도 기포펌프의 지름, 길이, 위치의 영향 또는 기포펌프의 유동 간의 상관관계가 고려된 분석도 필요하다고 판단된다. 확산형 흡수식 냉장고 내부 유로의 압력강하 요인을 감소시키면 냉매의 순환량이 증가할 것이고 따라서 성적계수도 증가시킬 수 있을 것으로 판단된다. 향후 연구에서는 냉매의 유량과 상태량을 측정하여 질량 및 에너지 보존 방정식을 기반으로 사이클 해석을 수행하고, 이러한 연구를 통해 해석 결과의 신뢰도를 향상하여 향후 시스템 설계 및 최적화에 유용한 기초 자료를 제공할 수 있을 것으로 기대된다.