ln
(2-19) ln
ln
ln
ln
ln
ln ln
ln
또한 핀 효율(fin efficiency)과 표면 효율은 다음과 같이 표현된다.
tanh
(2-20)
(2-21)
습표면에서 열전달 량은 다음 식으로 계산할 수 있다.
(2-22)
여기서,
how : sensible heat transfer coefficient for the wet surface yw : condensate film thickness
제 3절 이중관식 증발기(Evaporator) 모델링
1 .냉매측 열전달상관식
증발기에서의 냉매측 열전달 상관식은 본장의 “제 2 절 Fin-tube 증발기 (Evaporator) 모델링”에서 “1. 냉매측 열전달상관식”에 적용된 열전달 상관식을 동일하게 이용하여 설계하였다.
2 .물측 열전달상관식
증발기에서 냉매와 열교환하는 이중관식 열교환기의 시뮬레이션은 본장의 “제 1 절 가스쿨러(gascooler)모델링”에서 “2. 물측 열전달상관식”에 언급된 Dittus and Boelter(1930)의 상관식을 적용하였다.
제 4절 EEV(electronic expansion valve) 모델링
1.6 mm의 직경을 가지는 EEV는 팽창장치를 통해 질량유량을 계산하기 위해 팽 창장치를 사용했다. 본 연구에서는 팽창과정은 등엔탈피 과정으로 가정했다. EEV 를 통과하는 이산화탄소의 질량유량은 아래의 Hwang and kim(2007)의 상관식을 사 용하였다. 질량유량 식은 Buckingham 파이정리에서 유래되는 6개의 물리적 변수와 4개의 기하학적인 변수를 사용하여 계산하였다.
∆
(2-23) 여기서 각각의 상수는 Table 2.4에 나타내었다.Constant Value
C1 1.17×100
C2 -3.99×10-2 C3 -7.27×10-2
C4 3.86×10-1
C5 -4.55×100
Table2.4ConstantsinEEV correlationofeq.(2-23)
제 5절 압축기(Compressor) 모델링
이산화탄소 열펌프 시스템은 초월임계 사이클로서 높은 압력하에서 작동하게 된 다. 따라서 본 연구에서는 고압에서 높은 효율과 신뢰성을 가지는 반밀폐형 왕복동 식 압축기(3RT, 3.48 m3/h, 1450 rpm)를 사용하였다. 이산화탄소 압축기의 질량유량 은 Sanchez et al.(2010)의 압축기 상관식을 사용하였으며 압축기의 소요동력은 압 축기 입․출구의 엔탈피 차와 질량유량을 이용하여 구하였다.
×
(2-24)
× (2-25)
×
(2-26)
이때 압축기 체적효율, 압축효율, 그리고 압축기 출구온도는 아래 식(2-27)
~(2-30)을 이용하여 구하였으며 각각의 상수값은 Table 2.5에 나타내었다.
(2-27)
(2-28)
(2-29)
(2-30)
Coefficient (oC) (oC) a0 1.149768 0.781749 11.559877 68.391494 a1 0.001028 -0.000956 0.003480 -2.453539 a2 -0.003592 -0.003812 -0.010213 1.009196 a3 -13.660815 0.003565 0.183598 1.311928 a4 0.000059 0.000033 -0.000168 0.646575
a5 - - -0.259202 0.002591
a6 - - -0.004376
-Table2.5ConstantsinCompressorcorrelationofeqs.(2-27)~(2-30)
제 6절 태양열 시스템 모델링
태양열 집열기는 중온범위에서 안정적으로 작동하며 건물의 난방 및 냉방용으로 적합한 진공관형 집열기를 8개 사용하였으며 작동유체로써는 물-프로필렌글리콜 혼합액(water:Propylene glycol = 80:20)을 사용하였다. 태양열 집열기 모델링은 한국 에너지 기술연구원에서 평가한 히트파이프 적용 이중진공관형 집열기 (TZ58/1800-20U)의 시험 성적서를 바탕으로 하여 다음과 같이 수식화 하여 사용하 였다. 집열기 효율은 아래의 식(2-31)으로 계산된다.
(2-31)또한, 태양열 집열기에 관한 주요 사양은 Table 2.6에 나타내었다.
태양열 시스템에서 태양열 획득 시점과 실제 사용시점이 달라 시스템을 안정적 으로 운영하기에 애로사항이 있다. 따라서 이러한 문제점을 해결하기 위해 수직원 통형 축열탱크(1.5 ton)를 설계하였으며 각 구성요소에서의 열 출입은 축열탱크를 기준으로 하여 아래의 식(2-32)와 같이 모델링 하였다.
(2-32)Parameter Specification
Area
Total area 3.25 m2/EA Penetration area 1.98 m2/EA
Type
Collector
Concentric evacuated tube solar collector Heat medium Heat pipe
Thermal efficiency ()
Total area
: 0.4526
: 1.6780
Penetration area
: 0.7410
: 2.7469 Table2.6Specificationsofsolarcollector
제 7절 난방 및 급탕부하 모델링
난방부하를 설계하기 위해 실내공간을 약 20평(65.25 m2)으로 설정하고 Table 2.7 에 나타난 제약 조건을 기반으로 하여 난방 부하량을 설계 하였다. Fig. 2.7은 본 연구에서 설계되어진 난방공간의 형태를 나타내고 있다. 난방공간에서의 열손실은 창문이 있는 외벽과 천장을 제외한 나머지 벽에서의 열손실은 없다고 가정하였다.
아래층 및 좌우 공간은 유사한 실내온도로 난방중으로 설계하였다.
급탕부하의 경우 1인당 일일 급탕량을 ASHREA 설계조건을 고려하여 4인 가족을 기준으로 하루에 280 L로 설정하고 Table 2.8과 같이 정해진 시간대별로 급탕부하 를 제거하여 일정한 급탕부하를 설계하였다.
Fig.2.7 Schematicsoftestindoorforheatingload.
Parameter Specification Indoor space 65.25 m2
Thermal conductivity
Brick : 0.53 W/moC Styrofoam : 0.02 W/moC
Glass : 0.5 W/moC
Windows
0.9 m × 1.7 m × 8 EA Glass 1.5 cm
Wall
Brick 15 cm Styrofoam 5 cm Roof Brick 20 cm
Table2.7Heatingload design
Time Capacity (L)
09:00 100
13:00 80
18:00 100
Table2.8Hotwaterload design