Numerical Analysis on the Thermal Flow by a Thermoelectric Module within the Cabin of a Commercial Vehicle

상용차 캐빈 내의 열전모듈에 의한 열유동 수치해석

Numerical Analysis on the Thermal Flow by a Thermoelectric Module within the Cabin of a Commercial Vehicle

김장권*†

†

†ㆍ오석형**

J. K. Kim*†and S. H. Oh**

(접수일 : 2012년 04월 11일, 수정일 : 2012년 08월 07일, 채택확정 : 2012년 08월 18일)

Key Words：Cabin(캐빈), Commercial Vehicle(상용차), Cooler(냉방기), Heat Sink(열흡수장치), Standard k-ε Turbulence Model(표준 k-ε난류모델), Thermoelectric Module(열전모듈), Virtual Cross-Flow Fan (가상관류홴)

Abstract：The steady three-dimensional numerical analysis on the thermal flow using standard k-ε turbulence model was carried out to investigate the air cooling effect of a cooler on the cabin for a commercial vehicle.

Here, the heat exchanging method of this cabin cooler uses the cooling effect of a thermoelectric module. In consequence, the air system resistance of a cooler within the cabin is about 12.1  as a static pressure, and then the operating point of a virtual cross-flow fan considering in this study is formed in the comparatively low flowrate region. The discharging air temperature of a cooler is about 14∼15℃. Moreover, the air cooling temperature difference obtained under the outdoor cabin temperature of 40℃ shows about 7∼9℃ in a driver resting space and about 9∼14℃ in the front of a driver's seat including the space of a driver's foot.

*†김장권(교신저자) : 군산대학교 동력기계시스템공학과 E-mail : [email protected], Tel : 063-469-1848

**오석형 : 군산대학교 기계공학부

*J. K. Kim(corresponding author) : Department of Power System Engineering, KunSan National University.

E-mail : [email protected], Tel : 063-469-1848

**S. H. Oh : School of Mechanical & Automative Engineering, KunSan National University.

1. 서 론

지금까지 알려진 일반적인 자동차 캐빈(cabin) 내 공기조화방법은 냉매를 순환시키는 증기 압축식 냉 동방식이다. 이 방법은 차량이 운전 중에 있을 때에 는 엔진에 의해 콤프레서(compressor)가 가동되기 때문에, 캐빈 내에서 냉방운전을 행하여도 별 문제가 없지만, 차량 시동을 끈 채로 냉방운전을 하려한다 면, 그것은 불가능하게 된다. 특히 트럭이나 트레일 러를 운전하는 상용차 운전자는 대부분이 장거리를 운전하므로, 때로는 차량 캐빈 내에서 휴식이나 수면 을 취하게 된다. 따라서 여름철에는 그 어느 때보다 도 차량 내에서 냉방의 필요성이 매우 높다고 본다.

그러나 기존의 방식으로는 냉방 중에 엔진을 계속 켜 놓아야 하므로, 연료소모가 커 경제성이 매우 떨 어지며, 동시에 소음측면에서도 크게 문제가 된다.

한편, 열전모듈(thermoelectric module)을 이용하 는 냉방기는 최근 들어 소형화, 경량화, 저소음, 저 진동 및 신재생, 친환경 효과들을 두루 갖기 때문에 대형화하기에는 가격이 문제가 될 수 있지만, 현재 에는 차량용, 의료용, 화장품 및 와인저장용 냉장고 등에 소규모로 응용되고 있는 실정이다.

따라서 본 연구에서는 경제성과 안락함을 동시에 확보할 목적으로 소형 크기의 열전모듈을 이용하는 냉방기(cooler)를 상용차 캐빈 내에 적용시켜 열유동 을 해석하고자 한다. 여기서 캐빈냉방기는 차량엔진 에 의한 콤프레서의 가동 없이 별도로 차량에 설치 된 축전지(battery)에 주행 중 자동으로 충전되는 직 류전원만을 이용하므로 경제성이 우수하다고 본다.

서로 다른 두 종의 반도체 물질을 접합한 회로에 직류전류를 흐르게 하면, 한쪽 접합부에서는 발열 (고온부)이 발생하고, 다른 한쪽에서는 흡열(저온부)

이 발생한다. 이런 펠티어(Peltier) 효과를 이용한 열 전모듈은 필연적으로 고온부와 저온부가 동시에 발 생하므로, 저온부의 흡열을 이용하는 냉방기를 목적 으로 응용한다 해도 고온부의 방열을 동시에 고려하 지 않으면 안 된다. 참고로 열전모듈을 이용한 연구 들을 살펴보면, Attey

¹⁾

는 고온부의 냉각에 물을 사 용하여 냉방성능을 2배 이상 향상시켰으며, Kang 등

²⁾

도 공기와 물을 동시에 사용하는 증발냉각방식 에 의해 방열효과를 높인 실험을 한바 있다. 또 Astrain 등

³⁾

은 고온부의 냉각에 상변화 방식을 그리 고 Vian 등

⁴⁾

은 저온부의 열교환기에 상변화와 모세 관작용을 갖는 열사이펀(thermo-syphon)의 원리를 이용하여 냉방능력을 향상시켰다. 위와 같은 연구들 은 열전모듈의 고온부에서 충분한 방열이 이루어질 경우, 열전모듈의 성능이 최대성능을 발휘하게 된다 는 점을 시사하고 있다

^1-8)

. 지금까지 열전모듈의 열 전달 특성이나 냉방기의 성능은 주로 실험

^1-8)

을 토 대로 파악되었으며, 드물게는 열전달에 기인한 단순 한 수학모델

^9,10)

을 통해서도 검토되고 있다.

본 연구에서는 상용차 캐빈 내에 열전모듈 냉방기 를 설치하였을 때, 캐빈 내의 열유동 현상을 정상상 태, 3차원유동으로 표준 k-ε 난류모델을 사용하여 분석하고자 한다. 여기서 본 연구에 사용한 열유체 상용소프트웨어는 유한체적법(finite volume method)에 기초한 SC/Tetra(ver. 8)

¹¹⁾

를 사용하였다.

한편, 본 연구에서는 상용차 캐빈 내에서 냉방에 의한 열유동 분포 현상만을 중점적으로 검토하기 위 해 휜(fin)이 달린 열흡수장치(heat sink)를 부착하여 공기로 열교환을 하는 열전모듈 냉방기의 저온부만 을 이용하였다.

2. 수치해석

2.1 해석모델

Fig. 1은 상용차 캐빈의 기하학적 상세치수를 나 타내고 있다. 본 캐빈의 후미 상부측에 설치한 냉방 기의 외곽크기는 폭, 깊이, 높이가 각각 637.5 , 240 , 193.6 이다. 또 SC/Tetra에서는 실제 홴의 유량대 정압의 성능곡선을 가지고 가상홴 (virtual fan)을 동작시킬 수 있는 기능이 있어, 본 연구에서는 공기측 열전달해석에 필요한 실제 관류 홴(cross- flow fan) 대신에 가상홴을 이용하여 해 석하였다.

Fig. 2는 본 연구에서 해석한 캐빈 전체모델의 격

자(mesh) 형상을 나타내고 있다. 본 해석모델은 상 용 소프트웨어인 CATIA(V5R18)로 3차원형상의 모 델을 만들어 "stl" 파일로 저장한 후, 이것을 전처리 소프트웨어인 SC/Tetra-pre(ver. 8)를 이용하여 경 계조건을 부여한 다음, 모델파일을 만들어 격자크기 를 제어할 수 있는 "Octree"기능으로 격자파일을 만 들었다.

Fig. 1 Geometry configuration of a cabin

Fig. 2 Mesh configuration of a cabin

본 연구에서 기본 격자는 4면체와 피라미드를 조 합한 비정형격자(unstructured mesh)기법으로 만들 어졌으며, 두께 0.8 인 휜(fin)까지도 해석 가능

한 격자를 만들기 위해 Fig. 2와 같이 약 2535만개 의 요소(element)들을 생성하였다. 이때, 해의 수렴 성을 높이기 위해 유체와 접하는 경계면에는 각각 프리즘층(prism layer)을 삽입하였다.

Surface Item Wall boundary condition Shear stress Heat transfer

Window No-slip 40℃

Chair No-slip Adiabatic Louver No-slip Adiabatic Heat sink

case Free-slip Adiabatic Heat sink No-slip No thermal

resistance Cooler case No-slip Adiabatic

Cabin case Free-slip 40℃

Thermoelectric

module(cold) Free-slip 12℃

Table 1 Wall boundary condition of a cabin and a cooler

2.2 수치기법

본 연구에서 적용한 캐빈 내의 초기 공기온도는 캐빈 외기온도와 같이 40℃로 적용하였다. 또 가상 홴으로는 Fig. 3과 같은 "Whitefan"사

¹²⁾

의 관류홴 (DF60429)에 대한 성능곡선을 이용하였다. 또 캐빈 냉방기의 입출구는 모두 개방되어 있어, 압력을 경 계조건으로 부여하지 못하기 때문에, 본 연구에서는 캐빈 내 임의의 점(X=0.128 , Y=1.22523 , Z=0

)에서 압력을 0 으로 설정하였다. 캐빈냉방기를 구성하는 벽(wall) 경계조건들은 Table 1과 같다. 여 기서 점성 벽 경계처리는 대수법칙(log-law)을 이용 한 벽함수로 하였으며, 벽에 대한 열전달조건은 대 수온도법칙을 사용하는 부드러운 벽조건으로 설정하 였다. 특히 열전모듈의 저온부는 12℃로 설정하였다.

이것은 열전모듈을 정격상태에서 동작 시 얻을 수 있는 값이다. 한편, 해의 제어를 위해 운동량 및 에 너지방정식 그리고 k-ε방정식들의 대류항들은 모두 2차 풍상기법(upwind scheme)으로 이산화 하였으 며, 확산항들은 초기조건인 Accuracy weighted 기 법을 적용하였다

¹¹⁾

. 또한 압력보정방법은 SIMPLEC 알고리듬을 사용하였으며, 압력항의 완화계수를 기 본값 0.9에서 0.8로 설정하고, 나머지 모든 변수들의 완화계수는 초기상태의 값들을 적용하였다. 또 해의

수렴조건은 모든 변수들의 잔류값이  × 

^{ }

일 때 로 설정하였다. 또 수렴조건에 미치지 못하더라도 유량, 속도성분 및 온도 등 물성치들의 값이 일정한 값으로 계속 나타날 경우에는 수렴한 것으로 간주하 였다. 참고로 본 연구에서는 2500회까지 연산을 한 다음, 2500회의 결과들을 가지고 분석하였다. 여기서 Fig. 4는 해가 수렴되어가는 과정에서 얻어진 각종 잔류치의 사이클 이력(cycle history)을 보여주고 있다.

0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10

0 4 8 12 16 20

p

s

(Pa)

Q (m³/s)

System resistance Static pressure(1400rpm)

Fig. 3 Performance curve of a DF60429 fan

Fig. 4 Cycle histories during the calculation

한편, 본 연구에서 사용된 각종 재료들에 대한 물 성치들은 Table 2에 요약하였다. 여기서 캐빈의 재 질은 철(Fe)로, 캐빈냉방기의 케이스 및 루버 (louver)재료는 폴리에틸렌으로, 열흡수장치의 재료 는 알루미늄으로, 그리고 반도체소자인 열전모듈의 재료는 아연-텔루라이드 화합물(Zinc-telluride, ZnTe)로 각각 설정하였다. 특히 상용차 캐빈 내의 공기는 온도에 의한 부력의 영향을 고려하였으며, 수직인 Z방향에도 중력의 영향을 고려하였다.

Materials Temperature (℃)

Density (

^

)

Thermal expansion

coefficient () Viscosity

( ∙ ) Specific heat { ∙  }

Thermal conductivity { ∙  }

Air 40 1.127 0.0032 1.9125×10^-5 1005 0.0271

Iron(Fe) 27 7871.4 - - 439.2 81.168

Polyethylene 27 950 - - 2100 0.41

Aluminum 27 2688.7 - - 898.7 236.72

Semi-conductor(

ZnTe) 27 6340 - - 258 18

Table 2 Material properties used in this study

Item Area (

^

)

Flowrate (

^

)

Average velocity () Inlet grille 24058.9 0.0267444 1.11162

Heat sink

area 19179.0 0.0267444 1.39446 Outlet duct 21500.0 0.0267444 1.24393 Table 3 Average velocity of a cooler air-passage

3. 계산결과 및 고찰

3.1 속도 및 벡터분포

Fig. 5는 냉방기가 설치된 상용차 캐빈의 X-Z평 면 내에서 중앙부 위치에 해당하는 Y=0 에서 얻어 진 벡터분포와 속도분포를 동시에 나타낸 그림이 다. 특히 Fig. 5(a)의 벡터분포에는 오일유동 (oil-flow)을 함께 나타내었다.

본 연구에서는 캐빈 내에 설치된 냉방기를 빠져나 오면서 표준 k-ε 난류모델로 해석한 결과, Fig. 3의 가상홴으로부터 얻어진 유량()이 Table 3과 같이

  0.0267444 

^

 로 나타났다. 이것은 기 발표된 동일한 캐빈냉방기를 단독으로 해석한 결과

¹³⁾

에 대 해 약 5.4% 상승한 풍량이다. 여기서 동일한 냉방기 를 사용하는데도 불구하고, 풍량이 서로 다르게 나 타난 결과는 냉방기 입출구에 대한 압력의 경계조건 을 반영하는 여부에 따른 것으로 본다. 즉, 본 연구 에서는 외부와 차단된 상용차 캐빈 내에 냉방기가 가동되므로, 냉방기 입출구가 개방되어 있어, 실제 냉방기 입출구에는 대기압조건이 반영되지 않는다.

한편 상승한 풍량으로부터 Fig. 3과 같이 캐빈냉방 기의 시스템저항을 나타낼 수 있다. 따라서 본 캐빈 냉방기의 운전점은 시스템저항이 약 



=12.1 로 나타나 본 연구에서 적용한 가상홴의 능력으로 볼 때, 다소 높은 시스템저항에서 운전되므로, 실제 이

홴을 적용할 시 소음 등에서 문제점으로 노출될 우 려가 있다고 본다.

(a) Vector and oil-flow

(b) Velocity

Fig. 5 Vector and velocity profiles

Fig. 5에서 냉방기를 빠져나온 공기는 가상홴이 위치한 좁은 공간에서 가장 큰 속도분포를 형성하

고, 고정된 2개의 루버에 의해 캐빈 대각선 방향으 로 분출, 확산되고 있으며, 캐빈 정면 하단부에 부딪 친 다음 운전자 발바닥에 해당하는 "C" 위치에서 재 순환하며, 또 운전좌석이 위치한 "B"에서도 뚜렷한 재순환유동을 일으킨다. 한편, 운전자의 휴식공간인

"A"위치와 캐빈 천장 근처 공간에서도 상대적으로 유동속도가 작게 분포되어 있다. 따라서 캐빈 내 기 류속도분포를 현재보다 더 고르게 하기 위해서는 냉 방기의 루버를 상하 좌우로 가변시킬 수 있는 기능 이 필요한 것으로 판단한다.

3.2 온도분포

Fig. 6은 캐빈 내의 X-Z평면 내에서 각각 Y=0 , Y=0.2 , Y=0.67 인 위치에서 해석한 온도분포들 이다. 캐빈 내 냉방기가 위치한 Fig. 6(a)와 Fig.

6(b)에서는 캐빈 내 온도분포가 다소 다르게 나타나 지만, 직접적으로 냉방기 출구의 온도

¹³⁾

가 약 14∼

15℃인 냉기가 두 개의 좌석 사이 캐빈 내 공간을 대각선방향으로 토출되면서, 온도가 점차 상승하여 캐빈 정면 하단부에서 28.24℃까지 이르고 있다. 특 히 냉기의 대류현상과 재순환유동에 의해 Fig. 5에 서 정의한 공간 "A", "B", "C" 순으로 온도차가 크 게 나타나 있다. 즉, 캐빈 외기온도 40℃기준 하에서 공간 "A"에서는 약 7℃, 그리고 공간 "B"와 "C"에서 형성되는 온도차는 약 9∼12℃를 나타내고 있다. 반 면 캐빈중앙부를 벗어나 운전좌석 중앙부근을 가로 지르는 Fig. 6(c)에서는 좌석 앞, 즉 대략적으로 운 전자 가슴 아래의 공간으로는 온도차가 약 9∼10℃

로 넓게 형성되며, 상대적으로 운전자 가슴 위쪽으 로는 온도차가 점차 줄어들고 있다. 한편, 운전석 뒤 쪽 공간에서 는 냉기류가 운전석에 일부 막혀 좌석 앞쪽으로 충분히 빠져나가지 못하므로 정체현상이 발생되어 캐빈 천정까지 영향을 미치므로, 온도차가 약 6∼8℃정도로 비교적 넓은 온도분포를 보이고 있다.

Fig. 7은 캐빈 내의 X-Y평면 내에서 각각 Z=0.6

, Z=0.9 , Z=1.19 인 위치에서 해석한 온도분포 이다. Fig. 7(a)는 Fig. 5에서 정의한 공간 "A" 바닥 으로부터 약 55  떨어진 위치에서 얻어진 온도 분포이다. 여기서 온도분포는 냉방기의 냉기가 집중 되는 운전좌석 전방의 중앙부를 중심으로 가장 낮은 온도를 보이다가 캐빈 외곽 쪽으로 갈수록 점차 온 도가 증가함을 알 수 있다. 그런데 운전좌석 후방으 로는 좌석에 의해 냉기류가 차단되나 반면 좌석사이 공간으로는 냉기가 제대로 확산되므로, 이로 인해

(a) Y=0 m

(b) Y=0.2 m

(c) Y=0.67 m

Fig. 6 Temperature profiles in the X-Z plane

비교적 대칭적인 온도분포를 보이고 있다. 따라서 냉기가 집중되는 좌석 전방의 국부위치를 제외하곤 비교적 냉기가 캐빈 내에 넓게 확산되어 운전좌석 전후로 뚜렷하게 구분되어 나타난다. 그 결과 온도

차는 캐빈 가장자리를 제외하면 좌석 전방에서는 대 체로 약 9∼14℃가 그리고 좌석 후방에서는 약 7∼

(a) Z=0.6 m

(b) Z=0.9 m

(c) Z=1.19 m

Fig. 7 Temperature profiles in the X-Y plane

9℃가 형성되고 있다. 또 공간 "A" 바닥으로부터 냉 방기 쪽으로 355  올라간 위치에서 얻어진 Fig.

7(b)에서의 온도분포는 냉기류가 운전좌석 사이 중 간부근에 집중되어 나타나나 캐빈 내에 충분히 확산 되지 않아 대체로 좌석 전방에서의 온도차는 캐빈 가장자리를 제외하면 약 8∼15℃까지 형성되고, 좌 석 후방에서는 약 5∼7℃를 보이고 있다. 그러나 공 간 "A" 바닥으로부터 냉방기 쪽으로 645  떨어 진 냉방기 출구면에 위치하는 Fig. 7(c)에서의 온도 분포는 냉기가 캐빈 내에 충분히 확산되지 않아 상 당히 높은 온도로 형성됨을 알 수 있다.

(a) X=0.4 m

(b) X=1.1 m

Fig. 8 Temperature profiles in the Y-Z plane

Fig. 8은 캐빈 내의 Y-Z평면 내에서 각각 X=0.4

, X=1.1 인 위치에서 해석한 온도분포이다. 여기 서 X=0 는 캐빈 후면을 의미한다. Fig. 8(a)의 경 우, Fig. 5에서 정의한 공간 "A" 지점으로 캐빈 후 면에서 40  떨어진 위치의 온도분포로 냉방기 상부측과 캐빈 가장자리를 제외하곤 대체로 31.6∼

33.28℃의 온도를 나타내고 있다. 따라서 캐빈 초기

온도 40℃를 기준으로 볼 때 냉각된 온도차는 약 7

∼8℃임을 알 수 있다. 또 Fig. 8(b)의 경우, Fig. 5 에서 정의한 공간 "B" 지점으로 캐빈 중간지점의 운전자가 위치하는 좌석 앞에서 얻어진 온도분포이 다. 여기서는 좌석 사이 중간지점, 즉 운전자 가슴높 이에서 캐빈 대각선 방향으로 방출되는 냉방기의 기 류에 의해 냉각이 집중됨을 알 수 있으며, 이 지점 을 기준으로 대류 및 기류확산 등에 의해 상하로 온 도대가 뚜렷이 구분된다. 즉, 캐빈 가장자리를 제외 하곤 운전자 가슴 아래쪽으로는 약 30∼31℃로 넓게 온도분포를 나타내, 냉각효과는 9∼10℃의 온도차를 보이며, 위쪽으로는 온도가 점차 상승하여 냉각효과 가 떨어짐을 볼 수 있다.

4. 결 론

냉방기가 설치된 상용차용 캐빈 내의 열유동장 특 성을 표준 k-ε 난류모델을 적용하여 해석한 결과, 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 캐빈 내에 설치한 냉방기의 시스템저항(



)은 약 12.1 로 높게 나타나, 현재 적용하고자 하는 관류홴의 운전점은 시스템저항이 큰 비교적 낮은 유 량역에서 얻어진다.

(2) 열전모듈 냉방기의 토출 냉기온도는 약 14∼

15 ℃로 나타난다.

(3) 외기온도 40℃ 기준 하에서 캐빈 내 냉방기류 의 대류현상과 재순환유동에 의해 얻어지는 냉각온 도차는 운전자 휴식공간인 "A"에서는 약 7∼9℃가 되며, 공간 "B"와 "C"를 포함하는 운전좌석 전방으 로는 약 9∼14℃가 얻어진다.

위의 결과는 캐빈 내 냉방기의 토출기류를 단순히 특정방향으로 고정시켜 얻어진 결과이므로, 향후 냉 방기의 루버를 통해 토출기류를 다양하게 제어하는 해석을 시도한다면, 캐빈 내에서 요구되는 최적온도 조건을 쉽게 얻을 수 있다고 사료된다.

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