2.1 실험 장치 구성

Fig. 1은 본 연구에서 활용한 유하액막식 증발기를 나타내며, 크게 Shell, 분배기(Distributor), 전열관(Heat transfer tube), Tube sheet으로 구성되어 있다. 냉매 입구(Refrigerant inlet)를 통해 Shell 내부로 냉매가 유입되며, 유입된 냉매는 분배기를 먼저 거치게 된다. 분배기는 총 세 층으로 이루어져 있으며 각 층마다 다수의 구멍이 뚫려있어 냉매를 고르게 분배시켜 분배기 아래에 위치한 전열관으로 냉매가 균등하게 떨어질 수 있게 해준다. 전열관은 총 18개이며 본연구에서 활용한 두 종류의(Bare tube, E-tube) 전열관 모두 약 19 mm의 공칭 외경과 0.8 m의 길이(증발기 내부)를 가지고 있다. 전열관 내부로는 약 80℃의 물이 흐르고 있으며, 분배기에서 떨어져 전열관 표면을 흐르며 지나가는 냉매로 열에너지가 전달된다. 이때 물의 흐름은 상단 9개의 전열관들로만 공급되어 증발기를 거쳐서 나간 뒤 다시 하단 9개의 전열관들을 통해 반대 방향으로 다시 흘러나오도록 설계하였다. 전열관 표면에서의 열전달을 통해 증발된 냉매는 냉매 출구(Refrigerant outlet)를 통해 Shell 바깥으로 빠져나간다.

유하액막식 증발기 시험을 하기 위해서는 증발기뿐만 아니라 수열원, 히터 등의 부가적인 시스템들이 필요하다. Fig. 2는 전체 실험 장치 구성 개략도를 나타낸다. 전체 시스템은 크게 열원 측(Heating side), 시험부(Test section), 냉각 측(Cooling side), 냉매 측(Refrigerant side)으로 나뉜다.

폐열 회수 조건을 모사하는 고온 증발기 시험을 하기 위해 열원 측은 약 80℃의 물을 일정하게 공급할 수 있도록 물탱크, 히터, 펌프 등으로 구성되어 있다. 열원 측에서 유하액막식 증발기 시험부로 공급된 물은 냉매로 열에너지를 전달 한 뒤 물탱크로 회수되어 다시 가열되는 과정을 거친다.

시험부의 유하액막식 증발기로 유입된 냉매는 증발 후 냉각 측의 응축기(Condenser)로 전달된다. 냉매를 응축시키기 위한 포화온도 이하의 물을 공급할 수 있도록 냉각 측은 물탱크, 펌프, 팬코일유닛 등으로 구성되어 있다. 냉각 측에서 응축기로 공급된 물은 냉매로부터 열에너지를 전달받은 뒤 팬코일유닛을 통해 물탱크로 회수되어 다시 냉각되는 과정을 거친다.

마지막으로 냉매 측에서의 냉매 흐름을 살펴보면, 시험부에서 증발된 뒤 응축기를 거치며 응축된 냉매는 포화액체상태(④)로 리시버탱크게 모이게 된다. 이후 냉매펌프를 통해 단열 압축되어 과냉상태(①)가 된 냉매는 건도 조절을 위해 냉매히터를 거치게 된다. 냉매 히터를 거치며 약 0.1의 건도(②)가 된 냉매는 시험부의 유하액막식 증발기로 유입되어 증발(③)되며 다시 위 과정을 반복하게 된다. ① ~ ④ 과정에 대한 상태는 P-H 선도로 Fig. 2에 함께 표기되어 있다.

본 시스템에서는 작동유체들의 온도와 압력 측정을 통한 열전달 분석을 위해 다수 온도/압력 센서들이 장착되어 있으며 장착 위치는 Fig. 2의 다이어그램에 함께 표기되어 있다. 이 외에도 시동조건 및 만액식 증발조건 등 다양한 조건에서의 테스트를 위해 밸브 및 바이패스 라인 등이 함께 설치되어 있다. 또한 본 연구에서는 열원수 및 냉매의 온도, 유량, 압력 등을 측정하여 열전달량 및 열전달계수를 계산하였으므로, 각 측정 장비의 교정 자료를 기반으로 Kline and McClintock의 오차 전파 방법⁽¹⁴⁾을 적용하여 결과치의 불확실성을 추정하였다. Table 1은 측정 장비 및 결과치의 불확실성을 보여주며, 이는 전체 데이터의 경향성을 해석하는 데 충분히 신뢰 가능한 범위로 판단된다.

Fig. 1. Lab-scale (10kW scale) falling film evaporator.

Fig. 2. Schematic diagram of the experimental setup for the falling film evaporator test.

2.2 실험 조건

2.2.1 유하액막식 증발기에서의 Bare tube와 E-tube 전열관의 성능 비교 실험

R1336mzz(Z) 냉매를 적용한 유하액막식 증발기의 열전달 성능 및 특성을 분석하기 위하여 Bare tube, E-tube 두 가지 타입의 전열관을 이용하여 시험을 진행하였다. Fig. 3(a)-(b)는 본 연구에서 사용한 Bare tube와 E-tube의 전열관 표면을 보여준다.⁽¹⁵⁾

Bare tube는 외부 표면이 매끄러운 일반 전열관으로, 표면의 자연적인 핵비등(Nucleation boiling)에 의해 열전달이 주로 이루어진다. 반면, E-tube는 관 외벽에 미세한 홈(Groove) 또는 핀(Fin) 구조를 형성하여 유하액막이 흐르는 과정에서 액막의 교란(Film disturbance)과 재습윤(Rewetting)을 촉진하도록 설계된 전열관이다. 이러한 표면의 구조적 변화는 유효 전열면적을 증가시키고, 국부적인 난류 유동을 유도함으로써 Bare tube에 비해 향상된 열전달 성능을 기대할 수 있다.⁽⁷⁾ 특히 냉매가 전열관 표면을 흐르며 낙하하는 유하액막식 증발기에 더 적합한 형태이다.

Table 2는 두 가지 타입의 전열관을 이용한 유하액막식 증발기의 열전달 성능 및 특성을 분석하기 위해 진행한 실험 조건을 보여준다.

본 연구에서 사용된 필름 레이놀즈수(Film Reynolds Number, Re_Film)는 유하액막식 증발기에서의 냉매 액막 유동 특성을 나타내는 무차원수로, 식(1)과 같이 정의된다.

(1)

$Re_{Film} = \frac{2\dot{m}}{\mu L}$

여기서 $\dot{m}$은 전열관 한 개 위로 떨어지는 액상 냉매 유량(kg/s), L은 전열관 길이(m), $\mu$는 냉매의 점성계수(pa·s)이다. 본 연구에서는 Bare tube와 E-tube 모두 열유속(Heat flux) 5~25 kW/m² 조건에서 Re_Film를 100에서 550의 범위로 조정하며 실험을 수행하였다.

열유속이 커질수록 냉매의 증발속도 증가로 인해 냉매 공급량 대비 국부적인 액막 두께가 급격히 감소할 수 있다. 이때 낮은 Re_Film 조건에서는 액막이 불연속적으로 분리되거나 건조 영역(Dry-out)이 발생하여 안정적인 증발이 어려워진다. 따라서 열유속이 높은 조건에서는 실험의 재현성과 데이터 신뢰성을 확보하기 위해, 필름 레이놀즈수가 낮은 영역의 실험 데이터를 제외하였다.

E-tube 실험 케이스의 경우, 동일한 냉매 질량유량(즉, Re_Film) 조건에서 전열관의 표면적 증가와 액막 교란 및 재습윤 효과로 인해 열전달 성능이 상대적으로 향상된다. 따라서 동일한 열부하를 구현하기 위해 필요한 열원수 온도(Heat source water temperatrue)가 Bare tube 대비 낮게 설정되었다. 같은 맥락에서, 전열 성능이 더 우수한 E-tube에서 보다 높은 영역의 Re_Film까지 실험을 진행할 수 있었다.

한편, 모든 실험 케이스에서 열원수의 유량은 일정(3.7 m³/h)하게 유지하였다. 이는 열원수 측의 대류 열전달 계수(h_i)를 일정하게 유지함으로써, 시스템 전체 총괄 열전달 계수(U)의 변화가 주로 냉매 측 유하액막 열전달 계수(h_o)의 영향을 반영하도록 하기 위함이다. 이를 통해 냉매 측 열전달 특성의 영향을 명확히 분리하여 분석할 수 있었다.

Fig. 3. Different surface structure of the two heat transfer tubes: Bare tube, E-tube.⁽¹⁵⁾

Table 2. Experimental conditions for the falling-film evaporator using Bare and E-tubes

Heat flux [kW/m2]	Bare tube				E-tube
	ReFilm	Ref. saturation temp. [℃]	Ref. inlet vapor quality (xin)	Heat source water temp. [℃]	ReFilm	Ref. saturation temp. [℃]	Ref. inlet vapor quality (xin)	Heat source water temp. [℃]
5	100-500	70	0.1	72-75	100-550	70	0.1	70-72
10	100-500	70	0.1	76-78	100-550	70	0.1	72-75
15	150-500	70	0.1	79-82	200-550	70	0.1	74-75
20	200-500	70	0.1	82-86	200-550	70	0.1	75-78
25	250-500	70	0.1	85-90	250-500	70	0.1	78-80

2.2.2 만액식 증발기와 하이브리드식 증발기의 성능 비교 실험

본 연구에서는 유하액막식 증발기의 적용에 따른 냉매 충전량 저감 효과를 정량적으로 확인하기 위하여, 만액식 증발기와 하이브리드식(만액식&유하액막식) 증발기의 성능 비교 실험을 수행하였다. 하이브리드식 증발기는 기존 유하액막식 증발기에서, 일부 냉매는 만액식과 같이 증발기 내에서 전열관을 잠기게 하는 구조로, 동일한 열전달 성능을 유지하면서도 냉매 충전량을 저감 시킬 수 있는 가능성을 검토하기 위한 것이다.

두 실험은 동일한 전열관 형상(E-tube)을 사용하여 수행하였으며, 전열관 표면 특성에 따른 변수 영향을 배제하고 증발기 형식 변화에 따른 성능 차이를 명확히 비교하고자 하였다. Table 3은 각 실험의 주요 조건(냉매 포화 온도, 열원수 조건 등)을 정리한 것이다.

두 증발기 간의 성능을 정량적으로 비교하기 위해, 냉매의 포화 온도는 앞선 실험과 동일하게 70°C로 고정하였다. 본 실험에서 특히 중요한 비교 요소는 증발 방식에 따른 열성능 차이이므로, 열원수의 입·출구 온도 조건을 기준 온도 ±0.3℃ 내로 제어하였으며 열원수의 유량 또한 동일하게 유지하여 열원수 측 대류 열전달 계수의 변화를 억제함으로써 열원 측의 편차에 따른 불확실성을 최소화하였다. 냉매 유량은 상기 조건에서 증발기 내부의 액위가 안정적으로 유지될 수 있도록 조절하였다.

Fig. 4는 본 연구에서 만액식 증발기와 하이브리드식 증발기의 운전 시 냉매의 액위 차이를 보여준다. 하이브리드식 증발기의 경우, 전열관 상부 9개가 노출되어 유하액막식 형태로 작동하는 반면, 만액식 증발기에서는 전열관 전체가 냉매에 잠긴 상태로 운전된다. 이러한 구조적 차이는 냉매 충전량에 직접적인 영향을 미치며, 본 연구에서는 두 방식 간의 증발 성능 대비 냉매충전량(kg/kW)을 비교하여 그 차이를 평가하였다.

Fig. 4. Refrigerant level inside the evaporator depending on the evaporation mode.

Table 3. Experimental conditions for hybrid and flooded evaporator performance test

Evaporator type	Refrigerant saturation temperature [℃]	Heat source water condition
		Inlet temperature [℃]	Outlet temperature [℃]	Flow rate [m3/h]
Hybrid	70	75 ± 0.3℃	80 ± 0.3℃	4.2
Flooded	70	75 ± 0.3℃	80 ± 0.3℃	4.2

3.1 유하액막식 증발기에서의 Bare tube와 E-tube 전열관 열전달 성능

두 종류의 전열관(Bare tube, E-tube)을 사용한 각각의 유하액막식 증발기에서 열성능 분석을 위한 실험이 진행되었으며, 실험 결과를 바탕으로 열성능 분석 및 비교를 위해 각 실험 조건에서의 총괄 열전달계수(U)와 냉매 측 유하액막 열전달계수(h_o)를 계산하였다. 이를 위해 먼저 열전달량(Q_w)을 열원수의 입출구 온도차를 이용하여 대수평균온도차법(LMTD, Logarithmic Mean Temperature Difference)으로 식(2), (3)에 따라 계산하였다.

여기서 Q_w는 전열관을 흐르는 열원수에서 냉매로 전달된 열전달량(kW), $\dot{m}_w$는 전열관 내 열원수 유량(kg/s), T_w,i와 T_w,o는 증발기로 유입되는 열원수의 입출구 온도(℃), U는 열원수와 냉매 사이의 총괄 열전달 계수(kW/m²k), A는 전열관 전체면적(m²) T_LMTD는 대수평균온도차(℃), T_sat는 냉매의 포화온도(℃)를 나타낸다.

위 식을 통해 총괄 열전달 계수(U)를 계산하였으며, 냉매 측 유하액막 열전달 계수(h_o)는 전체 열저항 관계식을 이용하여 식(4), (5)에 따라 계산하였다.

여기서 R_ov는 총괄열저항(m²k/kW), D_o와 D_i는 전열과 내·외경(m), k는 전열관(Copper)의 열전도계수(kW/m·k)를 나타내며, h_i는 Gnielinski 관계식⁽¹⁶⁾을 이용해 계산한 전열관 내 물측 대류 열전달 계수(kW/m²k)이다.

먼저, Fig. 5(a)-(b)는 Bare tube 전열관을 장착한 유하액막식 증발기에서의 실험 결과이다. 동일 열유속 조건에서 Re_Film가 증가함에 따라 두 열전달 계수 모두 증가하는 경향을 보였다. 이는 낮은 Re_Film 영역, 즉 냉매 유량이 충분하지 않은 조건에서 전열관 표면의 일부가 Dry-out 상태로 존재하기 때문이다. 이 경우, 전열관의 열성능에 비해 증발에 참여할 수 있는 냉매의 양이 부족하므로, 더 많은 열을 공급할 수 있는 여유가 있음에도 실제 증발이 제한되어 열전달계수가 낮게 계산된다.

반면, Re_Film가 증가하여 전열관 표면으로 떨어지는 냉매의 양이 많아질수록 Dry-out이 발생하는 영역이 감소하고, 더 넓은 전열면적에서 증발이 일어나게 된다. 이에 따라 냉매 증발량이 증가하면서 열전달계수 계산값은 점차 증가하게 된다. 그러나 특정 값 이상의 Re_Film 영역에서는 냉매 공급량이 충분해져 전열관 표면 전역이 액막으로 덮이게 되고, 이때는 추가적인 냉매 유량 증가가 열전달 향상으로 이어지지 않으며, 열전달계수는 일정 값으로 수렴한다. 이와 같이 열전달계수가 수렴하기 시작하는 Re_Film를 일반적으로 Threshold Re_Film라고 한다. 열유속이 높아질수록 Threshold Re_Film가 함께 증가하는 경향을 볼 수 있는데, 이는 높은 열유속에서 국부적인 Dry-out이 발생하지 않기 위해 더 많은 냉매량이 요구되기 때문이다.

열유속과 유하액막 열전달계수의 상관관계를 살펴보면, 열유속이 상승함에 따라 열전달계수도 함께 높아지는 것을 확인할 수 있으며, 이를 통해 전열관 표면에서의 열전달은 핵비등(Nucleation boiling)과 유사한 열적거동을 보이는 것을 알 수 있다.

열유속 25 kW/m², Re_Film 250 케이스의 경우 전체적인 경향에서 벗어남을 확인할 수 있는데, 실험 과정에서 이미 Dry-out 영역이 대부분을 차지하여 열유속이 24.5 kW/m² 이상으로 오르지 않는 상황에서 열원수측 온도를 더 올리게 되었고, 증발량 한계로 열유속은 증가하지 않은 상태로 물측 온도만 증가시켜 열전달 계수가 낮게 계산된 것으로 판단된다. 따라서 해당 포인트는 전체적인 현상 파악에 부적절한 포인트지만, 열유속 대비 냉매량이 충분치 않을 경우 해당 열유속에서의 수렴 열전달 계수 대비 더 낮은 열전달 계수가 계산되는 이유를 다시 한번 확인할 수 있었다.

다음으로 Fig. 6(a)-(b)는 E-tube 전열관을 장착한 유하액막식 증발기에서의 실험 결과이다. 열전달 계수 계산 과정에서 E-tube의 전열면적을 Bare tube와 동일하게 계산하였으며, 이에 따라 높아진 열 성능이 반영된 Bare tube 대비 더 높은 열전달 계수를 확인할 수 있다.

E-tube의 경우에도 동일 열유속 조건에서 Re_Film가 증가함에 따라 총괄 열전달계수(U)와 냉매 측 유하액막 열전달계수(h_o)가 증가하다가 일정 수렴 구간에 도달하는 경향을 보였다. 다만 열유속 변화에 따른 전열계수의 상승이 Bare tube 장착 유하액막식 증발기와 달리 두드러지지 않았고, Dry-out이 소멸하며 열전달 계수가 수렴하는 Threshold Re_Film 또한 열유속과 무관하게 유사한 값을 나타냈다.

이러한 거동은 E-tube 전열관의 표면 개선(미세홈/핀에 의한 표면적 증가 및 교란·재습윤⁽⁷⁾) 특성으로 설명할 수 있다. E-tube 표면은 액막의 분배와 재습윤을 촉진해 국부 Dry-out 발생을 억제하고, 유효 전열면적을 증가시켜 낮은 Re_Film에서도 높은 열전달 계수를 달성하도록 형성되어 있다. 그 결과 비교적 낮은 열유속 조건에서도 이미 핵비등이 충분히 발달해 있기 때문에 열유속을 더 높여도 유하액막 열전달계수의 변화가 크지 않다.

요약하면, E-tube는 전열 능력 측면에서 표면 향상 효과로 인해 열유속 변화에 대한 열전달 계수 민감도가 낮고, Threshold Re_Film도 고정되는 특성을 보이며, 이미 낮은 열유속에서도 높은 열전달 계수를 보여준다. 이는 하이브리드식(유하액막식&만액식) 증발기 운전 시 충전량 절감과 성능 유지를 동시에 달성할 수 있는 설계적 근거를 제공한다.

Fig. 5. Variation of overall and refrigerant-side convection heat transfer coefficients with film Reynolds number and heat flux in the bare tube falling-film evaporator.

Fig. 6. Variation of overall and refrigerant-side convection heat transfer coefficients with film Reynolds number and heat flux in the E-tube falling-film evaporator.

3.2 증발기 구성에 따른 열전달 성능 및 냉매 충전량 비교

본 연구에서는 유하액막식 증발기의 적용을 통한 냉매 충전량 효과를 정량적으로 확인하고자, 만액식 증발기와 하이브리드식(유하액막식&만액식) 증발기의 증발 성능 및 냉매 충전량을 비교하였다. 두 증발기 모두 동일한 E-tube 전열관을 사용하여 표면 특성에 따른 영향은 배제하였으며, 증발기 구성에 따른 냉매 분포 및 성능 차이를 분석하였다.

실험 수행 시 가장 중요한 제어 요소는 열원수의 입출구 온도 안정성이다. 온도 편차가 발생할 경우 전체 열전달량 계산에 오차가 누적되기 때문에, 본 연구에서는 각 시험에서 30분간의 운전 동안 열원수의 입·출구 온도를 각각 80 ± 0.3°C 및 75 ± 0.3°C 범위 내로 유지하였다. Fig. 7(a)-(b)와 Fig. 8(a)-(b)는 각각 만액식과 하이브리드식 증발기 실험에서의 열원수 입출구 온도 변화를 보여준다. Fig. 7(a)-(b), 8(a)-(b)에 나타난 바와 같이, 모든 실험 구간에서 열원수 온도는 목표 범위 내에서 안정적으로 유지되어 실험 결과의 신뢰성을 확보할 수 있었다.

Table 4는 두 증발기에서의 실험 결과로, 증발 용량(kW), 증발기 내 R1336mzz(Z) 냉매 충전량(kg), 그리고 증발 용량 대비 냉매 충전량 비(Kg/kW)를 비교하였다. 증발 용량은 식(2)에 따라 계산하였다.

실험 결과, 하이브리드식 증발기의 증발 성능은 만액식 대비 유사한 수준을 유지하였으며, 냉매 충전량은 크게 감소하였다. 따라서, 증발 용량 대비 냉매 충전량 비(Kg/kW)는 하이브리드식 증발기에서 만액식 대비 약 48% 절감되는 것으로 나타났다.

이러한 결과는 하이브리드식 증발기에서 냉매가 전열관 상부에서는 유하액막식 형태로 흐르면서, 전열관 표면이 완전히 잠기지 않더라도 액막 증발에 의해 충분한 열전달이 이루어졌기 때문이다. 즉, 증발기 내에서의 냉매 체류량을 줄이면서도 열전달 성능을 유지할 수 있는 구조적 이점이 확인되었다. 또한 표면 강화된 E-tube를 사용함으로써 Bare tube 대비 열전달계수를 높인 것도 전체적인 냉매 충전량 저감에 기여하였다.

결과적으로, 하이브리드식 증발기는 냉매 충전량을 절반 수준으로 줄이면서도 동일한 열 성능을 확보할 수 있음을 실험적으로 검증하였다. 이러한 결과는 고가의 HFO 계열 냉매를 사용하는 산업용 고온 히트펌프 시스템에서 경제성 향상과 환경적 이점을 동시에 달성할 수 있음을 시사한다.

Fig. 7. Heat source water temperature stability at the inlet and outlet of the flooded evaporator.

Fig. 8. Heat source water temperature stability at the inlet and outlet of the hybrid evaporator.