실험데이터 취득은 9개의 열전대 온도 데이터와 차압계에서 측정되어진 mA의 차압은 Signal Isolat or d를 거처 전압으로 Dat a A cquisit ion에 기록 하게 된다. 시험부에서 증발과정동안 시험부내 세관의 벽면온도 측정 및 입구의 냉매온도, 압력 등을 취득하기 위하여 Keithley사의 500A Data Acquisition sy st em을 사용하였고, 이 시스템을 운용하는 Labt ech사의 Not ebookpro 소프트웨어를 사용하여 데이터를 취득하였다.
3 .2 실 험 방 법
시험부를 포함한 전체 실험장치를 연결 설치한 후, 냉매순환 회로의 누설실험(leak test )은 질소를 사용하여 0- 10 k g f / cm2의 압력범위에서 수 행하였다. 다음에 진공펌프를 사용하여 냉매순환 회로 내부에 진공을 잡 은 후, 수액기의 Pump down CAP .의 50 %인 2 kg을 충진하였다. 시험 부에서의 냉매 유량은 고압용 로타메타 유량계를 사용하여 측정하며, 냉 매의 유량은 냉매 펌프 다음에 설치된 밸브를 이용하여 조절한다. 다음에 입구건도를 예열기에 공급하는 열량으로 조절하여 필요로 하는 건도를 맞 춘 뒤 실험을 수행하게 된다. 이 때, 예열기에 공급하는 전력량은 전력량 측정기로 열량을 확인하면서 전압조절기를 사용하여 조절하게 된다. 또한, 예열기로 들어가는 냉매는 저온의 항온조를 지나며 소량의 과냉도를 유지 하게 되어 시험부로 유입되는 냉매의 건도를 예열기에 공급되는 전력량을 통하여 일정하게 조절할 수 있다.
열유속 공급은 시험부에 감은 전열선에 공급하는 전력량으로 조절하게 되며, 열전대에 노이즈를 최대한 줄이기 위하여 직류전압 공급장치를 사 용하였고, 전압계와 전류계에 의한 측정치로서 열량을 계산하여 열유속을 주게 된다.
실험은 냉매의 유량 및 시험부의 입구온도와 압력이 일정하게 유지되는 정상 상태 하에서 입구온도 및 시험부의 온도를 1초 간격으로 데이터 취 득장치에 의하여 기록하게 된다.
3 .3 데 이 터 처 리
시험부 입구 건도 x는 다음과 같은 식(3.1)을 이용하였다.
x = x0+ QP H
mr hf g (3.1)
여기서, QP H는 예열기 전열량이고, mr은 냉매유량, hf g는 증발압력에서의 냉매의 증발잠열이다.
x0는 예열기 입구의 건도로 예열기 입구의 엔탈피와 증발압력에서의 포화 물성치로 다음과 같이 구해진다.
x0= hc- hf
hf g (3.2)
시험부에 사용된 세관의 열전달 계수는 식 (3.3)과 같으며 이를 결정하 기 위하여 열유속, 냉매의 포화온도, 세관의 내벽 온도 Tw를 알아야 한다.
냉매의 포화온도는 시험부의 입구에서 측정한 온도를 사용하였고 입구에 서 측정한 압력과 비교하여 과냉도를 검토하였다. 시험부 내벽면 온도는 직접 측정할 수 없으므로, 시험부의 외벽면에 열전대를 부착하여 온도를 측정한 값을 사용하였다. 이는 본 연구에 사용한 Brass 세관의 관벽이 0.36 m m로 매우 얇고, 열전도도가 61 W/ m K로 좋아 외벽과 내벽의 온도 차를 계산해 본 결과 0.1。C 이하이므로 외벽의 온도를 내벽의 온도로 사 용하였다.
h = q' ' Tw- Tsa t
(3.3)
q ' '는 전열선에 의해 유입된 열유속을 나타내며, 식(3.4)와 같이 정의된 다. 특히, 세관의 끝부분의 접촉은 초고분자 폴리에칠렌과 접촉을 하고 있 으므로 (k =0.33 W/ mK) 열손실이 매우 작다고 가정하였다.
q' ' = Qe
Pi L (3.4)
여기서, Qe는 전열선을 통해 공급된 가열량이다. L은 시험부의 유효가열 길이이며, Pi는 세관 내부의 접수길이이다. Brass 세관은 주어지는 열이 상판과 하판 및 양쪽 옆면에서 전달되므로 전열면적을 내부 접수 길이 전 체로 보았다.
시험부 관벽의 온도는 관외부 표면 5지점에 열전대를 붙여 측정한 온도 값 중 가운데 3개의 온도측정 데이타의 평균을 사용하였으며, 식 (3.5)와 같이 정의된다. 열전대의 오차범위를 검증하기 위하여 운전하기 전에 포 화상태의 냉매온도를 다수 측정하여 열전대의 위치별 온도편차를 검증하 였고, 그 결과를 Fig . 3.7에 나타내었다. 그림에서 보듯이 5개의 열전대 온 도 편차는 0.2℃ 이내로 측정되었다. 그리고 열선에 따른 온도의 편차는 없는 것으로 확인되었다.
Tw= Tb+ Tc+ Td
3 (3.5)
여기서, 아래첨자 b, c, d는 시험부의 입구에서 출구까지의 열전대를 표 시한 것이다.
T able 3.1 Dim ension s of the t est section
It em Value It em Value Lt [m m ] 306 L [mm ] 300 w [mm ] 2.38 Ac [mm2] 2.79 b [m m ] 2.38 Pi [m m ] 5.01 t [mm ] 0.36 Dh [m m ] 1.67
-34
-F ig . 3.2 Det ails of the t est section
F ig . 3.3 P h ot og r aph of sm all t ub e (S qu ar e )
F ig 3.4 Length - w ise locat ion of them ocouples on t est section
F ig 3.5 Phot ogr aph of t est section
-37
-F ig . 3.7 Calibr at ion r esu lt s of fiv e t h erm ocou ples
제 4 장 실 험 결 과 및 고 찰
세관에서의 증발 열전달 특성을 분석하기 위하여 냉매의 질량속도 384 kg/ m2s , 570 kg/ m2s 두 경우에 대하여, 시험부에 가해지는 열유속은 4 kW/ m2, 10 kW/ m2 로 변화 시켜가면서 각각의 조건에서 건도에 따른 실 험을 수행하였다.
실험조건은 일반적인 가정용 에어컨의 적용범위를 기준으로 설정하였으 며, 실험도중 벽 온도가 30℃가 넘지 않는 열유속을 가하였다. 이는 열유 속이 높아 벽 온도가 30℃가 넘으면 증발기로 사용하기에 부적합하다고 판단되어 벽 온도의 한계를 정하여 그 이상의 열유속은 본 실험에서 적용 하지 않았다. 본 연구의 실험조건을 T able 4.1에 정리하였다.
먼저, 기준이 되는 실험조건으로 질량속도 384 kg/ m2s, 열유속 4 kW/ m2로 일정하게 유지한 후, 건도를 조절하여 데이터를 취득하였다. 냉 매 유량은 고압용 로타메타를 사용하여 측정하였고, 보정 차트를 사용하 여 R- 22의 질량유량으로 보정을 행하였다.
열유속은 계산된 양의 전력량을 직류전류 공급장치를 통하여 주게 되 며, 실험 조건 중 질량유속이 384 kg/ m2s 일 때 건도 0.8에서의 벽온도 분포를 Fig . 4.1에 나타내었다. Fig . 4.1에서 보는 바와 같이 5개의 열전대 의 온도 편차가 0.2 ℃ 미만으로 측정되어 진 것을 확인 할 수 있다.
질량유속이 384 kg/ m2s으로 일정할 때 열유속의 변화에 따른 냉매의 열전달 계수의 변화를 Fig . 4.2에 나타내었다. 일반적으로 직경이 큰 관 에서의 증발열전달계수는 증발 초기에 핵비등의 영향으로 인하여 큰 값을 가지다가 증발이 진행되면서 핵비등의 감소로 인하여 급격히 감소한 후 건도가 커짐에 따라 대류비등의 영향이 지배적으로 되면서 다시 증가하는 경향을 나타낸다. 하지만, 세관에서 증발 초기영역에서의 증발열전달계수 경향은 직경이 큰 관과는 다르게 나타남을 알 수 있다. 이는 세관에서는 기포가 관 내부에서 미소한 관 직경으로 인하여 더 이상 성장하지 못하고
관 내부에 한정되어 관 내부 표면의 액막의 두께를 얇게 만들어 슬러그-환상유동으로 발전하기 때문으로 추측된다. 그리고 증발이 계속 진행되면 유동은 슬러그류에서 환상유동으로 발전하게 되어 기상의 속도가 빨라져 증발열전달계수가 계속해서 증가하게 된다라고 Kim , M . S . et al.,(1999) 이 보고하고 있다. 보고된 바와 같이 열유속이 증가할수록, 또 건도가 증 가할수록 증발열전달계수가 증가하는 것을 알 수 있다. 또한, 건도에 따 른 증발열전달계수의 변화 폭이 저건도 영역에 비해 고건도 영역으로 갈 수록 증가하는 것을 볼 수 있다. 이는 Fig . 2.9에 나타난바와 같이 건도 에 따른 열전달 계수의 변화량이 매우 작고, 고건도 영역에서는 증발열전 달계수가 급격히 감소함을 보인 Kim , K. Y.(2000)의 결과와 비교해 볼 때 매우 상이한 결과가 아닐 수 없다. 증발열전달계수가 건도의 변화에 큰 영향이 없음을 Fig . 2.6과 Fig . 2.7 (W amb sgan s s, 1993;Kim , M . S . et al., 1999)에서도 보이고 있는데 이는 비등수가 큰 경우였다.
측정된 증발열전달계수의 오차는 세관의 끝 부분에서의 열손실이 전체 공급되는 열유속의 6%임을 고려할 때 냉매와 내벽의 온도차가 최대일 경 우는 15%, 최저일 경우는 24%로 예측되었다. 시험부를 지나는 동안의 건도는 최대 0.093, 최소 0.0125의 변화를 나타내었다.
4 .1 열 유 속 에 따 른 증 발 열 전 달 계 수
세관에서의 질량유속이 일정할 경우 열유속의 변화에 따른 사각세관에 서의 냉매의 증발열전달 계수의 변화를 Fig . 4.2, Fig . 4.3에, 원형세관에서 의 변화를 Fig 4.4에 나타내었다. 열유속 및 건도가 증가함에 따라 국소 열전달 계수는 증가함을 보여준다. 특히 건도 0.6이상의 고건도 영역에서 는 저건도 영역에 비해 큰 열전달 계수의 증가를 보여주고 있다. 그리고 F ig . 4.4에서 보여지듯이 원형세관에서의 증발열전달계수의 변화가 사각세 관에 비해 고건도 영역으로 갈수록 더욱 크게 나타나는 것을 알 수 있다.
4 .2 질 량 속 도 에 따 른 증 발 열 전 달 계 수
사각세관에서 열유속이 일정할 경우 질량유속이 증가함에 따른 열전달 계수의 변화 양상을 Fig . 4.5와 Fig . 4.6에 나타내었다. 두 가지의 질량유 속에 대해 각각 열유속과 건도가 증가함에 따라 열전달계수가 증가함을 나타내고 있다. 이는 열유속이 동일한 경우 질량유속이 증가하면 레이놀 즈 수가 증가하게 되고 대류비등의 영향이 강해지기 때문에 결과적으로 열전달계수가 증가한다고 보고한 Shin , J . Y.(1995)의 결과와 일치하는 것 을 볼 수 있다.
4 .3 관 의 형 상 에 따 른 증 발 열 전 달 계 수
질량유속이 일정할 경우 사각세관과 원형세관에 대해 각각 열유속을 변 화시키며 측정된 냉매의 열전달계수 값을 Fig . 4.7에 나타내었다. 열유속 이 4 kW/ m2인 경우의 증발열전달 계수는 건도의 증가에 따른 열전달계 수의 차이가 그다지 크지 않으나, 열유속이 10 kW/ m2인 경우는 건도의 증가에 따른 열전달 계수의 증가폭이 사각세관에 비해 원형세관에서 더 크게 나타났다. 이것은 본 연구에 사용한 사각세관은 Fig . 4.9에 나타난 것처럼 한 변의 길이가 같은 정사각 형상을 하고 있기 때문에 원형관처럼 관내에 열전달 면적이 균일하게 액막으로 적셔진 완전한 환상류의 유동양 상을 갖지 못하고, 사각관의 귀퉁이에 액이 몰려 실제 면적의 상당부분이 증기와 접촉하게 되고, 관 내벽과 액상 냉매간의 접촉면적이 줄어들어 증 발열전달계수가 낮아질 가능성이 있다고 보고한 Kim , K. Y.(2000)의 보고 와 일치함을 알 수 있다.
더욱이 측정되어진 열유속 및 질량속도에 대한 증발열전달계수는 큰 관 경을 갖는 원형관에 비해 낮게 측정이 되었음을 볼 수 있다. 이는 원형 관에서는 증발열전달 특성이 균등한 엷은막을 가진 환상류가 지배적인 경 향을 나타내는 유동양상이고, 세관에서는 표면장력의 우세함 및 얇은 환