보급공기 방식에 따른 주방배기 시스템의 개선에 관한 연구

工學碩士學位論文

보급공기 방식에 따른 주방배기 시스템의 개선에 관한 연구

(A study on the improvement of kitchen exhaust system by make up air )

國民大學校 大學院

機械工學科

姜 榮 模

2001

보급공기 방식에 따른 주방배기 시스템의 개선에 관한 연구

(A study on the improvement of kitchen exhaust system by make up air )

指導敎授 韓 華 鐸

이 論文을 工學碩士學位 請求論文으로 提出함

2001年 月 日

國民大學校 大學院 機械工學科 姜 榮 模

2001

姜榮模의

工學碩士學位 請求論文을 認准함.

2001 年 月 日

審査委員長 印

審 査 委 員 印

審 査 委 員 印

國民大學校 大學院

目 次

국문요약 ··· ⅲ List of figure and table ··· ⅳ Nomenclature ··· ⅵ

Ⅰ. 서론 ··· 1

1. 연구배경 ··· 1

2. 연구목적 ··· 3

Ⅱ. 이론 ··· 4

1. 주방에서 발생하는 오염물질 ··· 4

1.1 입자상 물질 ··· 4

1.2 수증기 ··· 4

1.3 그리스 ··· 5

1.4 가스상 물질 ··· 5

2. 포집효율 ··· 6

2.1 주방후드의 열포집효율 ··· 6

2.2 주방후드의 가스포집효율 ··· 9

Ⅲ. 실험장치 및 실험방법 ··· 12

1. 실험 모델 ··· 12

2. 측정장치 ··· 14

2.1 유량측정 ··· 14

2.2 온도측정 ··· 15

2.3 추적가스 농도측정 ··· 16

3. 실험방법 ··· 18

3.1 상부 에어커튼방식 실험 ··· 22

3.2 네 모서리 유인기류 실험 ··· 23

Ⅳ. 결과 및 고찰 ··· 24

1. 후드의 배기실험 ··· 24

2. 상부 에어커튼방식 실험 ··· 27

3. 네 모서리 유인기류 실험 ··· 30

Ⅴ. 결론 ··· 34

References ··· ³⁵

Abstract ··· ³⁷

국문 요약

실내공기질의 관점에서 보면 실내의 취사행위는 매우 강력한 오염원이 된다. 따 라서 이와 같은 오염물질 및 발생열을 제거하기 위하여 일반적으로 배기후드를 사용하나 현재 대부분의 주방 배기후드는 포집효율을 고려한 과학적인 설계보다 는 편이성 및 미관에 치중하여 제작되고 있는 실정이고 또한 건축구조물의 밀폐 화에 따라 발생하는 음압에 의하여 후드의 포집성능이 저하되는 것을 볼 수 있 다. 따라서 본 연구는 다양한 방식의 보급공기를 추가함으로써 실내의 과도한 음압을 방지하고 또한 이를 이용하여 후드 주위에 적절한 기류분포를 형성함으 로써 주방배기장치의 포집성능의 향상을 꾀하는데 있다. 이를 위하여 실측크기 의 주방챔버를 제작하였고 후드의 세면에서 보급공기를 제공하는 상부 에어커튼 방식과 네 모서리에 있는 디퓨저로부터 보급공기를 제공하는 네 모서리 유인기 류방식의 두 가지 보급공기 방식에 대하여 배기풍량을 4CMM, 7CMM 및 각각 의 풍량에 대하여 2kW, 4kW의 발열량을 적용한 경우 보급공기의 풍량 변화에 따른 열 및 가스의 포집효율 변화를 고찰하였다.

본 실험의 결과에서 보급공기가 없이 후드의 배기풍량의 변화에 의한 포집효 율 실험결과와 두 가지 보급공기 방식이 적용되었을 때를 비교하면 두가지 방 식의 효율이 증가함을 볼 수 있었고 또한 두가지 방식의 최대 효율을 나타내는 보급공기량이 0.5∼1 CMM 임을 알 수 있었다. 또한 상부에어커튼 실험과 네 모 서리 유인 기류의 실험을 비교하였을 때 상부에어커튼 방식의 열 및 가스 포집 효율이 전반적으로 높게 나왔음을 볼 수 있었다.

List of figures and tables

Fig. 1 Overall energy balance ··· 7

Fig. 2 Energy transfer mechanism of kitchen ··· 8

Fig. 3 Pollution balance in kitchen ··· 9

Fig. 4 Concentration variations by time ··· 11

Fig. 5 Overall Schematic diagram of experimental setup ··· 13

Fig. 6 Fan characteristic curve ··· 14

Fig. 7 Calibration curve of micro-manometer ··· 15

Fig. 8 Calibration curve of T-type thermocouple ··· 16

Fig. 9 A photograph of multi-gas monitor type 1312 ··· 18

Fig. 10 SF6 total concentration responses ··· 19

Fig. 11 Temperature responses ··· 20

Fig. 12 A photograph of the downward air curtain experimental setup ··· 22

Fig. 13 A photograph of the vortex generator experimental setup ··· 23

Fig. 14 SF6 total concentration source measurement result for exhaust flow rate ··· 25

Fig. 15 Heat capture efficiency (No makeup air) ··· 25

Fig. 16 Gas capture efficiency (No makeup air) ··· 26

Fig. 17 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM) ··· 28

Fig. 18 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM) ··· 28

Fig. 19 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM) ··· 29

Fig. 20 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM) ··· 29

Fig. 21 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM) ··· 31

Fig. 22 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM) ··· 31

Fig. 23 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM) ··· 32

Fig. 24 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM) ··· 32

Fig. 25 Flow visualization using smoke generator ··· 33

Table. 1 Air quality in apartment kitchen with and without cooking ··· 6

Table. 2 SF6 total concentration source measurement result ··· 19

Table. 3 Temperature measuring points ··· 20

Table. 4 Experimental condition ··· 21

NOMENCLATURE

Symbol Brief definition

Q Total exhaust volume flow rate V Total volume of the room H Heat rate

CMM Cubic meter per minute C Concentration

N_total Total mass generation rate

N_e Exhaust mass

N_r Escaped mass to indoor T Temperature

ΔT Temperature difference C_P Specific heat

η Capture efficiency ρ Density

Subscripts

e Exhaust

in Indoor s Steady state o Initial

I. 서 론

1. 연구배경

최근 에너지 절약 시공에 따른 고층·고단열·고기밀 건물의 실내공기질의 관 점에서 보면 실내에 취사행위와 같은 오염원을 가지고 있을 경우 연료의 연소에 의해 이산화탄소와 일산화탄소 및 질소 등의 가스상 물질과 일부 입자상 물질이 발생하고, 식품의 조리에 의한 기름(grease)과 수증기, 그리고 여러 가지 유기 화합물이 방출된다. 따라서 이와 같은 오염물질을 제거하기 위하여 주방 배기후 드가 사용되고 있다. 그러나 건물의 기밀화에 의해 실내에 과도한 음압이 발생 하고 이로 인하여 후드의 배기성능이 감소되어 열 및 오염물질이 외부로 배출되 지 못하고 실내로 재유입 되어 실내공기질 저하의 주요한 원인이 되고 있다. 따 라서 기존의 주방배기 시스템의 성능을 향상시키기 위하여 배기되는 풍량만큼 보급공기를 공급하는 다양한 방식이 시도되고 있다. 보급공기의 유입은 기존의 HVAC 시스템을 통하여 보급하는 방법과 추가적인 환기장치를 이용하는 방법, 그리고 후드 자체에 설치되어 있는 보급공기 유입구를 이용하는 방법⁽¹⁾ 등이 있 다. 그러나 현재의 주방 배기후드는 배기효율을 고려한 과학적인 설계보다는 편 이성 및 미관에 치중하여 제작되고 있는 실정이다.

주방에 관련된 규정으로는 IMC(International Mechanical Code), ULS(Under- writers Laboratory Standard)710, ASTM(American Society for Testing and Materials)1704-96 등⁽²⁾이 있다. 이들은 실험을 통한 주방배기의 성능평가방법을 제시하고 있다. 현재까지 문헌상에 소개된 주방배기 성능평가에 관한 실험적 방 법들로는 비누방울 방출방법(Helium filled soap bubbles), 극장연기(Theater smoke)발생방법, 순수히 가열된 공기만을 사용하는 Schlieren 유동가시화 방법

(3), 수증기방출방법⁽⁴⁾ 등이 있다. 또한 최근 전산유체역학을 이용한 연구도 많이 발표되고 있는 추세이다. 이재헌 등⁽⁵⁾은 아파트에서 가스레인지와 창문의 위치에 따른 주방배기 성능 예측을 실시하였고, Kelso 등⁽⁶⁾은 주방배기후드 주변에서 송 풍기에 의하여 형성되는 기류패턴과 농도분포에 관하여 수치해석을 수행한 후

연기의 확신을 방지하기 위하여 주방배기후드 상단에 에어커튼을 설치할 것을 제안하였다.

주방환기에 대한 이해를 위해서는 우선 조리과정에서 발생하는 오염물질의 종 류와 성질에 관한 이해가 필요하며 조리기구에 의하여 발생하는 열부하의 발생 과 열전달 현상에 대한 이해 및 환기장치에 의한 기류분포와 포집성능에 관한 이해가 필요하다. 선진 각국에서는 이미 각종 식당의 주방에서 발생하는 오염물 질과 주방환경 및 주방환기시스템에 관한 연구가 활발히 진행되고 있으나 국내 의 경우 아직 주방배기후드의 설계나 평가방법, 포집효율의 향상에 대한 연구가 제대로 이루어지고 있지 못한 실정이다.

2. 연구목적

주방에서 발생하는 오염물질 및 발생열을 제거하기 위하여 일반적인 배기후드 를 사용할 경우 건축구조물의 밀폐화에 따라 발생하는 음압에 의하여 후드의 포 집성능이 저하되는 것을 볼 수 있다. 따라서 본 연구는 다양한 방식의 보급공기 를 추가함으로써 실내의 과도한 음압을 방지하고 또한 이를 이용하여 후드 주위 의 기류분포를 적절히 형성함으로써 주방배기장치의 포집성능의 향상을 꾀하는 데 있다. 이를 위하여 실측크기의 주방챔버를 제작하였고 상부 에어커튼방식, 네 모서리유인기류의 두 가지 보급공기 방식에 대하여 배기풍량을 4CMM, 7CMM 및 각각의 풍량에 대하여 2kW, 4kW의 발열량을 적용한 경우 보급공기 의 풍량 변화에 따른 포집성능에 대하여 고찰해봄으로써 다양한 보급공기 방식 의 기초자료로 활용될 수 있도록 하고자 한다.

Ⅱ. 이 론

1. 주방에서 발생하는 오염물질

주방은 실내 다른 곳보다 열과 오염물의 발생이 심한 곳으로 조리 형태에 따 라 입자상 물질과 열, 수증기 그리고 연소가스에 의한 유해가스가 발생된다. 취 사시 연료의 연소나 요리로부터 발생하는 오염물질을 정리하면 다음과 같이 분 류할 수 있다.

1.1 입자상 물질

입자상 물질은 조리할 때 몇 가지 생성경로에 의해 고체 및 액체의 형태로 만들어진다. 고체형 입자는 대개 음식물이 타면서 만들어지는 탄소함유물질이다.

특히, 채소는 섬유성 물질로서 가열함으로써 쉽게 고체형 입자로 변형된다. 액상 입자의 형성은 가장 중요하며, 크기에 따라 2가지로 구분된다. 상대적으로 큰 액 체입자는 중력으로 인해 금방 인근표면에 떨어지기 때문에 주거용 환기장치에 의해 제거되기 어렵다. 이에 비하여, 일반적인 액상 입자는 그 크기가 작기 때문 에 공기를 따라 이리저리 부유하다가 표면에 점착된다. 이들이 제거되지 않고 실내표면에 잔류하면 부패, 냄새 등을 유발하게 된다.

1.2 수증기

조리과정은 상당량의 수증기 발생을 수반하며, 수증기의 불균일한 분포는 급 속한 확산을 일으켜서 전체 거주공간은 순식간에 고습도 상태로 만든다. 과도한 습기는 구조물 부패의 주원인으로 작용함으로 적정수준의 기계환기에 대한 요구 가 강조되고 있다.

1.3 그리스

그리스는 액체 입자상태로 방출되기도 하고 기체상태로 방출되기도 한다. 조 리할 때 고기(meat)에서 발생되는 기름은 불에 타서 고체상태로 변하거나 기화 되며, 비교적 큰 기름입자는 사방으로 분산되어 조리기구 주위를 끈적끈적하게 만든다. 작은 액체입자와 증기상태의 그리스는 수증기와 마찬가지로 기류를 따 라서 이동하다가 배기후드내의 차가운 벽면에 부착하여 응축되거나 점착된다.

배기후드나 덕트내에 응축된 그리스는 고온의 조리기구로부터 열을 받아 발화될 가능성이 매우 높기 때문에 수시로 점착된 그리스를 제거하여야 하고 화재 방지 대책을 세워야 한다.

1.4 가스상 물질

조리할 때 발생되는 가스형 물질은 연료의 연소와 식품의 물리적 또는 화학적 변화에 의하여 발생한다. 연료의 연소에 의하여 발생하는 가스상 물질은 CO, CO₂, NO_X등이 있으며 식품에 의해 발생되는 것은 CO, CO₂, 각종 유기화합 물등이 발생된다. CO의 경우는 연료와 식품의 불완전 연소에 의해 발생된다.

과거 Trayner는 27 m³의 실내에서 행해진 실험을 통하여 0.4회/h의 환기 횟수에 1시간당 8.180J/h의 석유 스토브를 사용하면, CO₂는 10,000ppm 이상, CO는 15ppm, NO₂는 0.5ppm의 농도에 달함을 확인하였다. 아파트의 주방공기환경을 취사전과 취사시 조사한 자료⁽⁷⁾를 인용하면 Table. 1과 같다. 표를 보면 취사시 주방의 온도와 습도가 상승하였는데 이것은 발생열량 및 발생가스가 배기후드에 의해 전량 배기 되지 못한다는 것을 나타내며, 또한 이산화탄소의 농도도 취사 전에 비해 급격히 증가함을 볼 수 있다. 이산화질소의 경우 허용수준인 50ppb를 밑돌지만 후드가 설치되지 않은 아파트의 경우는 최고 90ppb에 이르는 것으로 알려져 주방환기의 중요성을 확인할 수 있다

Table. 1 Air quality in apartment kitchen with and without cooking

outdoor air

air quality in kitchen before

cook cooking change Temperature (℃) 9.01 22.2 23.0 0.8 Relative humidity

(%) 57.2 38.5 41.9 3.4

CO₂ (ppm) 334.3 661.1 1101.1 440.0

Suspended dust

(㎎/㎥) 0.037 0.045 0.057 0.012 NO₂ (ppb) 25.26 25.26 34.4 9.14

2. 포집효율

후드의 포집성능을 표시하기 위하여 포집효율(capture efficiency)를 정의한다.

포집효율은 전체 오염발생량 중에서 실내로 유입되는 양을 제외하고 후드에 의 하여 실외로 배출되는 비율로 정의할 수 있다. 포집효율을 구하기 위해서는 연 소기구에서 발생하는 일산화탄소나 이산화탄소와 같은 오염가스를 사용하기도 하고 특정한 추적가스나 습기 등을 일정량 조리기구 부근에서 발생시키는 방법 을 이용하기도 한다.

2.1 주방후드의 열포집효율

주방에서 발생하는 열량, 즉 조리기구에 공급되는 열량의 일부는 식품으로 전 달되고, 일부는 후드를 통하여 배출된다. 그 나머지는 주방의 열취득원(Heat gain)이 되며 이것은 주방의 열환경을 악화시키고 냉방부하를 증가시키는 주요 한 원인이 된다. 이와 같은 에너지 성분을 측정함으로써 조리기구에 의한 실내 의 열부하를 구할 수 있을 뿐만 아니라 배기시스템의 포집 및 배출 성능을 결정 짓는 최소배기량을 결정할 수 있다. 조리시 발생하는 열량에 대한 보존식을 수

식으로 표현하면 식 (1)과 같다.

(1) H_total= H_gain+ H_food+ H_e+ H_unapplied

Fig. 1은 주방에서의 에너지 밸런스를 보여주고 있다. 실내로 전달되는 열량은 레인지표면이나 후드표면으로부터 실내로 직접 복사되는 열량과 배기후드에 의 하여 포집(capture)되지 못하고 흘러 넘치는(spillage) 열량으로 나누어 생각할 수 있다. 무효에너지는 연료의 불완전연소에 의하여 소실되는 에너지이다.

Fig. 1 Overall energy balance.

열취득은 조리기구로부터 복사(radiation)에 의하여 직접 주위의 벽체로 전달되 는 것과 대류(convection)에 의하여 실내공기로 전달되는 것이 있다. 가열된 공 기가 열기둥(thermal plume)을 형성하면서 후드를 가열함으로써, 후드로부터 간 접적인 복사열전달이 이루어지고 후드에 포획되지 않은 가열기류는 대류에 의하 여 실내로 유입됨으로써 많은 열전달이 이루어진다. 이러한 에너지 전달 메카니 즘이 Fig. 2에 나타나 있다. 배기후드의 풍량이 충분히 크지 않은 경우 열기둥은 완전히 포집되지 못하고 후드 밖으로 흘러 넘치게(spillage) 되어 대류에 의한

Fig. 2 Energy transfer mechanism of kitchen.

열전달이 열취득원의 큰 부분을 차지하게 되며, 배기풍량이 충분히 큰 경우에는 열기둥은 완전포집(capture) 되어 복사에 의한 열전달이 주류를 이룬다. 주방배 기후드에 의한 열의 포집효율은 다음과 같이 정의할 수 있다.

(2) η_heat= H_e

H_total

여기서 H_e는 배기되는 열량으로 다음의 식으로 구한다.

H_e= ρ C_PQ ( T_e- T_in) (3)

H_total은 실험조건으로 제공되어진다.

2.2 주방후드의 가스포집효율

Fig. 3은 조리기구에서 발생하는 오염발생량에 대한 개략도이다. 유입되는 유 량을 Q라 정의하였고 주방의 체적을 V로 정의하였다. C( t)를 시간에 따른 오 염물의 농도라 하고 발생오염물의 총량을 N_total이라 하고 실내로 유입된 양을 N_r이라 하고 실외로 배출된 양을 N_e라 할 때 총 오염 발생량 N_total 중에서 배 기후드에 의하여 배출되는 양 N_e의 비율을 포집효율 η_gas 로 정의한다.

η_gas = N_e (4) N_total

실내 오염농도 C( t)는 오염물질에 대한 질량보존식으로부터 다음의 미분방정식 이 유도된다.

Fig. 3 Pollution balance in kitchen.

ρVdC (5)

dt = N_r- ρQ( C( t) - C₀)

N_r이 일정하고 실내의 초기농도 C_i가 C₀와 같다고 하면, 이 방정식의 해는 식 (6)과 같다.

C( t) = C₀+ Nr (6)

ρQ[ 1- e^{- ( Q/V)t}]

또한 후드를 중심으로 질량보존 법칙을 적용하면 식 (7)과 같다

ρQC_e( t) = N_e+ ρQC( t) (7)

덕트내에서의 배기농도는 다음의 식(8)과 같이 표현된다.

C_e( t) = N_e (8)

ρQ+ C( t)

이것을 N_total= N_e+ N_r 의 관계를 이용하여 다음과 같은 식 (9)를 만들 수 있 다.

C_e( t) = C₀+ N_total (9)

ρQ - N_r

ρQ e^{-( Q/v)t}

주방에서의 농도와 배기후드에서의 농도를 그래프로 표시하면 Fig. 4와 같이 나 타난다. 시간의 증가에 따라서 점차 증가하여 정상상태의 농도에 이른다. 여기서

Fig. 4 Concentration variations by time.

C_s와 C_es는 정상상태 도달 후의 실내농도와 배기농도를 나타낸다. 즉 배기후드 의 포집효율은 발생량이나 실내유입량을 직접 측정하기가 곤란하므로 정상상태 의 실내농도와 배기농도를 측정함으로써 구한다. 따라서 후드의 포집성능은 정 상상태 도달 후 측정된 농도로부터 다음과 같은 식 (10)으로 구할 수 있다.

(10) η_gas = 1 - C_s- C₀

C_es- c₀

Ⅲ. 실험장치 및 실험방법

1. 실험 모델

실험에 사용된 주방챔버의 크기는 가로 2.3m, 세로 2.1m, 실내방향길이 1.9m 이며 전면이 개방되어있다. 바닥면과 레인지면과의 거리는 0.85m이며 레인지면 으로부터 후드하단면까지의 거리는 ASTM(American Society for Testing and Materials)F 1299-90⁽⁸⁾의 권장 높이를 참조하여 1m로 하였다. 실험에 사용된 챔 버의 개략도가 Fig. 5 에 나타나 있다.

실험에 사용된 배기후드는 0.83m×0.7m×0.25m 크기이며 3면에 에어커튼을 형성하기 위하여 T-line 디퓨저가 부착되어 있다. 또한 열발생을 위하여 4개의 전기히터를 사용하였으며 각 히터는 동일한 제품으로 220V의 교류전원을 사용 하여 각각 1kW의 출력을 갖는다.

배기풍량과 보급공기를 조절하기 위하여 주파수 변조방식에 의하여 속도조절 이 가능한 3상 AC 송풍기를 사용하였으며, 실험에 앞서 송풍기의 성능곡선을 측정하였다. Fig. 6은 측정된 성능곡선을 보여주고 있다. 인버터를 이용하여 송 풍기의 회전수를 제어하고 타코메타를 이용하여 RPM을 측정하였다. 실험은 1000, 2000, 3000RPM에서 각 RPM 수마다 댐퍼를 5단계로 조절하여 피토관과 마이크로 마노메타를 이용하여 ΔP (mmHg)와 송풍기의 정압을 측정하였다.

Fig. 5 Overall schematic diagram of experimental setup

Fig. 6 Fan characteristic curve

2. 측정장치

2.1 유량측정

유량은 배기후드 측과 보급공기 측에 있는 각각의 송풍기의 회전수를 조절하 여 제어할 수 있으며, 노즐(nozzle)을 이용하여 노즐 전후의 압력차를 마이크로 마노미터(micro manometer)를 사용하여 측정함으로써 챔버에 공급 및 배기 되 는 풍량을 측정하였다. 노즐은 KS 규격의 ISA 1932 노즐을 제작하여 사용하였 으며 노즐의 지름은 45mm, 60mm 두 개를 사용하였다. 관의 지름은 100mm 로 조임지름비는 45mm 노즐의 경우 0.45, 60mm의 노즐의 경우 0.6 이고 노즐의 상 류쪽 직관의 길이는 0.45m, 하류쪽 직관의 길이는 0.25m 이다. 노즐의 유량계수 α 는 0.99로 계산하였다. 사용된 마이크로 마노메타는 0∼200 mmAq까지 측정 가능하며 보정 그래프는 Fig. 7에 나타나 있다.

Fig. 7 Calibration curve of micro-manometer

2.2 온도 측정

실내 각 측정점 및 배기덕트내에서의 온도 측정은 T-type 열전대와 데이터 획득장치(Grant 1250)를 이용하여 측정하였다. 구리와 콘스탄탄으로 구성된 T-type 열정대의 사용 온도 범위는 -270∼400℃ 이며 Grant 1250 은 8개의 채 널을 가지고 있다. T-type 열전대에 대한 보정 곡선은 Fig. 8에 나타나 있다.

Fig. 8 Calibration curve of T-type thermocouple

2.3 추적가스 농도측정

어느 종류의 기체나 추적가스로 이용될 수는 있으나 건축물의 환기측정에 사 용될 수 있는 추적가스는 사용되는 농도레벨에서 인체에 무해하고 알레르기 반 응을 일으키지 말아야 하며 화학적으로 안정하며 무취 무미하여야 한다. 또한 일반 대기 중이나 실내 공기 중에 존재하지 않는 성분이어야 하며 비가연성, 비 폭발성 이어야 한다. 이 외에도 대기와 함께 잘 혼합되고 확산되어야 하며 값싸 고 측정에 신뢰성이 있어야한다. 역사적으로 헬륨, 수소, 메탄, 이산화탄소, 일산 화탄소, 질소산화물, 불소화합물 그리고 방사선물질 등이 추적가스로 이용되어져 왔다.

본 실험에서는 SF6(Sulfur hexafluoride)를 추적가스로 사용하였다. SF6의 밀 도는 NPT 조건에서 공기와 비교하여 5.03배이며 공기 내에서의 확산계수는 8.2

×10^-6 m²/s로 공기에 비하여 무거운 편이나 소량의 가스를 사용함으로써 밀도 차에 의한 문제가 발생하지 않도록 하였다.

본 실험에서 사용된 추적가스 농도측정기는 B&K사의 Multi-gas Monitor (Type 1312)로서 적외선흡수법(Nondispersive Infrared Absorption ; NDIR)을

사용하고 있다. 이 방법은 특정한 영역 내에서 측정가스에 의해 적외선이 흡수 되는데 이때 흡수된 복사량은 측정가스의 농도에 비례하는 원리를 이용하는 것 이다.

측정기의 작동 사이클은 먼저 펌프에 의해 측정기 안에 있던 공기가 밖으로 배출되고 동시에 새로운 공기 샘플이 공기필터를 통해 측정점으로 부터 흡입되 어 들어오게 된다. 해석셀(analysis cell)안으로 흡입된 공기는 입구 및 출구 밸 브가 닫히면서 완전히 밀봉되고, 적외선 광원으로부터 나온 빛은 거울에 반사되 어 빛을 맥동시키는 단속기(chopper)를 통과한 후 회전형 원판에 있는 광학필터 중 하나를 통과하게 된다. 광학필터에 의해 투과된 빛은 측정 가스에 의해 흡수 되어 가스의 온도를 증가시키게 되고 빛의 맥동현상 때문에 가스 온도는 증가 및 감소하게 되며 이것은 동일하게 밀폐된 셀(cell)안의 가스 압력을 증가시키거 나 감소시킨다. 이때 셀의 양쪽 벽에 달려있는 두 개의 마이크로폰(microphone) 이 셀 안의 측정 가스의 농도에 비례하는 압력파(pressure wave)를 측정하여 측 정가스의 농도를 구하게 된다. 회전원판이 회전하면서 빛은 그 다음의 광학 필 터를 투과하여 새로운 값을 측정할 수 있게 되며 이러한 사이클이 반복되면서 계속적인 측정이 이루어지게 된다.

하나의 측정 가스를 대기로부터 포집하여 측정하는데는 대략 30초 정도의 측 정시간이 소요되며 샘플링 튜브의 길이가 길어지면 새로운 공기를 포집하는데 걸리는 시간이 증가하므로 측정시간도 그만큼 길어지게 된다.

본 실험에서는 광학필터 중 SF6 가스의 전용 필터인 UA0988필터를 사용하였 으며 또한 수증기의 영향을 보상해줄 수 있는 Water vapour 필터를 사용하였다.

UA0988필터의 측정한계(detection limit)는 5ppb이다. 측정가스의 샘플 포집량은 약 15cc/sec 정도이고 내경 4mm의 염화비닐 튜브를 사용하였다. 측정의 최소 측정간격은 1분 정도이고 반응시간은 약 35 ∼ 45초 정도가 소요되었다. 측정기 의 사진이 Fig. 9에 나타나 있다.

Fig. 9 photograph of multi-gas monitor type 1312

3. 실험방법

본 실험에서는 SF6 (sulfur hexafluoride) 1% 가스를 추적가스로 사용하였으며 사용된 가스 농도측정기는 B&K사의 Multi-gas monitor (Type-1312)를 이용하 였다. SF6 발생유량은 EL-FLOW F-201C Mass flow meter/controller를 이용하 여 3ℓ/min으로 발생시켰다. 추적가스와 공기의 밀도차는 약 5%정도이며 이를 줄이기 위하여 가열된 동관을 통과하여 발생시켰다.

SF6의 총 발생농도는 실험전에 발생량이 모두 배기되게 설정한 후 배기덕트내 에서의 농도를 측정하여 총 발생농도로 설정하였으며 실험시 농도 측정은 배기 덕트내에서 측정하였다. 총 발생농도를 측정하기 위하여 실험시간은 1시간으로 하였으며 기류의 흐름이 정상상태에 도달하도록 20분 정도 배기 시킨 후 20분 간 추적가스를 발생시켜 측정하였다. 식11에 의해 계산한 농도값과 측정에 의한 농도 값의 비교가 Table 2에 나와 있으며, 또한 Fig. 10은 배기풍량이 4CMM, 7CMM인 경우의 배기덕트 내에서 측정한 시간에 대한 평균 농도 그래프이다.

C( ∞) = ̇m (11) Q

C( ∞) : 실내의 평형농도

̇m : 일정하게 주입되는 추적가스 발생량

Table. 2 SF6 total concentration source measurement result

값 풍량 4CMM 7CMM

계산값(ppm) 7.8 4.284

측정값(ppm) 8.81 4.8

오차(%) 12.9 12.1

Fig. 10 SF6 total concentration responses

또한 열 포집효율을 구하기 위해 온도는 배기덕트, 후드하단면 조리공간, 실내 대표점 및 외기온도를 측정하였고 배기온도의 측정은 배기덕트내에 세 개의 열 전대를 병렬로 연결하여 평균 온도를 측정하였다. 온도 측정점의 위치는 Table.

3에 나타나 있고, 측정 시간에 따라 배기덕트내의 온도 및 외기온도 그래프의 예가 Fig. 11에 보여진다.

Fig. 11 Temperature responses

Table. 3 Temperature measuring points TC no. Thermocouple locations

T/C 1 Below plane of the hood (1.5m height)

T/C 2 Cooking area

(1.5m height, 0.7m from wall) T/C 3 Representation point of the room

(1.5m height, 1.8m from wall)

T/C 4 Exhaust duct

T/C 5 Outdoor

실험시간은 총 1시간으로 하였으며, 첫 30분간은 전기히터를 켜 놓고, 이후 30 분간은 끈 상태에서 농도와 온도 변화를 측정하였다. 상부 에어커튼방식과 네 모서리 유인기류 방식에 대한 실험 조건은 동일하며 그 조건은 Table 4에 나타 나 있다.

Table. 4 Experimental condition Exhaust airflow

rate[CMM] Heat rate[kW] Makeup airflow rate[CMM]

Heat capture efficiency

4 2 0.5∼3

4 0∼5

7 2 0.5∼3

4 0∼5

Gas capture efficiency

4 2 0.5∼3

4 0∼5

7

2 0.5∼3

4 0∼5

3.1 상부 에어커튼방식 실험

후드 부착면을 제외한 3면에 900mm×12mm 크기의 토출면적을 갖는 라인디 퓨저를 3면에 부착하여 후드의 배기풍량과 라인디퓨저에 의한 보급공기 풍량에 따라 열 및 가스농도의 포집효율을 측정하였다. Fig. 12는 상부에어커튼방식의 장치 모습이다. 실험은 배기풍량이 4CMM, 7CMM 인 경우에 대하여 보급공기 를 늘려가며 측정하였고 이 각각의 경우에 대하여 가열기의 열량이 2kW, 4kW 인 경우로 나누어 실험하였다. 또한 후드내에 삽입되어 있는 그리스필터는 본 실험에서는 제거하고 실험을 수행하였다.

Fig. 12 A photograph of the downward air curtain experimental setup

3.2 네 모서리 유인기류 실험

네 모서리 유인기류 실험은 레인지 네모서리에 토출면적이 0.05m×0.05m이고 수직각과 수평방향의 비틀림각을 갖는 관을 제작 설치하였다. 수직각은 레인지 수평방향으로부터 수직방향의 각으로, 제작된 디퓨저는 60°를 가지며 , 네 모서 리에 있는 토출관이 대각선상에서 마주 보았을 때 시계방향으로 회전한 각도를 비틀림 각으로 하였고 본 실험에서는 10°로 설정하였다. Fig. 13은 네모서리 유 인기류의 실험장치의 사진 모습이다. 실험은 역시 배기풍량이 4CMM, 7CMM 인 경우에 대하여 보급공기를 늘려가며 측정하였고 이 각각의 경우에 대하여 가 열기의 열량이 2kW, 4kW 인 경우로 나누어 실험하였다. 또한 네모서리에서 발 생하는 유인기류에 의해 스월(Swirl)유동이 발생하는가를 보기 위하여 연발생기 (Smoke generator)를 이용하여 가시화실험을 수행하였다.

Fig. 13 A photograph of the vortex generator experimental setup

Ⅳ. 결과 및 고찰

1. 후드의 배기실험

보급공기가 없을 경우 배기풍량의 증가에 따른 후드의 포집성능을 알아보기 위하여 실험을 실시하였다. 배기풍량의 증가에 따른 포집효율을 계산하기 위하 여 총발생 농도를 측정하였으며, Fig. 14는 각각의 배기풍량에 대한 총발생 농도 를 측정한 그래프이다. Fig. 15는 발생열이 2kW, 4kW인 경에 대한 열포집효율 을 나타내며 Fig. 16 은 발생열이 없는 경우와 발생열이 2kW, 4kW인 경우에 대 한 가스포집효율을 나타낸다.

열의 포집효율의 경우 발생열 2kW, 배기량 7CMM일 경우 최대 72%의 효율 을 나타내고 있으며 발생열이 4kW, 배기량이 7CMM 일 경우는 66%를 나타냈 었다. 또한 배기풍량이 증가할수록 포집효율의 증가가 가스포집효율에 비해 완 만한 곡선을 이루며 증가하는 것을 볼 수 있다. 가스의 포집효율의 경우 배기량 이 7CMM인 경우 90%의 효율을 나타내고 있고, 배기풍량의 증가에 따라 포집 효율이 급격히 증가하는 것을 볼 수 있다. 특히 후드의 배기량이 4CMM이하이 고 발열이 있을 경우 가스의 포집효율은 급격히 감소함을 볼 수 있다. 또한 발 열량이 클수록 모든 배기풍량에 대하여 효율이 낮은 분포를 나타내고 있다.

Fig. 14 SF6 total concentration source measurement result for exhaust flow rate

Fig. 15 Heat capture efficiency (No makeup air)

Fig. 16 Gas capture efficiency (No makeup air)

2. 상부 에어커튼방식 실험

총 발생농도를 측정하기 위하여 추적가스가 100% 배기덕트로 포집되게 설정 한 후 배기량이 4CMM, 7CMM 일 때를 측정한 결과 각각 8.8ppm, 4.8ppm으로 측정되었으며 이 값과 실험시 배기덕트내에서 측정한 농도와의 비로 포집효율을 계산하였다.

Fig. 17은 배기풍량 4CMM에 대하여 열량이 2kW, 4kW 인 경우에 대한 열 의 포집효율 결과이다. 2kW인 경우 보급풍량이 0.5∼1CMM의 경우에 포집효율 이 크며, 4kW인 경우에는 보급공기가 2CMM인 경우 효율이 크게 나왔으나, 전 반적으로 낮은 포집효율 분포를 나타내고 있다. 하지만 보급공기가 없고 단순히 배기풍량이 4CMM인 경우 열량이 2kW, 4kW일 때 효율이 47.4%, 38.7% 인 반 면 보급공기가 있을 경우 각각 최대 52.5%, 42.7%로 증가함을 볼 수 있다. Fig.

18은 배기풍량 7CMM에 대하여 열량이 2kW, 4kW 인 경우에 대한 열의 포집효 율 결과이다. 2kW인 경우 보급풍량이 1CMM일 때 포집효율이 높게 나왔으며, 4kW인 경우에도 보급공기량이 1CMM일 때 높게 나왔다. 그러나 단순히 배기만 하는 경우보다도 양쪽 모두 높은 최대효율이 가지고 있음을 볼 수 있다. 그리고 최대 포집효율을 나타낸 보급공기량 이후 보급공기가 증가할수록 포집효율이 점 점 감소함을 볼 수 있다.

Fg. 19와 Fig. 20은 배기풍량을 각각 4CMM, 7CMM 으로 고정한 후 열량이 2kW, 4kW 의 경우에 대한 가스포집효율의 결과이다. 모든 경우에 대하여 보급 풍량이 1CMM에서 가장 높은 포집효율을 나타내고 있으며 열의 포집효율보다 높은 분포를 나타내고 있다. 이것은 열이 복사에 의해 실내로 열전달이 이루어 져 배기되는 열량이 상대적으로 줄어들었기 때문인 것으로 판단된다. 열포집 효 율과 마찬가지로 최대효율을 나타낸 보급공기량 이후 보급공기가 증가할수록 포 집효율은 점점 감소함을 볼 수 있다.

Fig. 17 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM)

Fig. 18 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM)

Fig. 19 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM)

Fig. 20 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM)

3 네 모서리 유인기류 실험

Fig. 21은 배기풍량 4CMM인 경우에 대한 열포집효율의 결과로 보급공기량이 0.5CMM인 경우 2kW, 4kW에 대하여 각각 50%, 38%로 가장 효율이 높게 나왔 다. 그러나 상부에어커튼 실험과 마찬가지로 보급풍량이 증가할수록 효율이 점 점 감소함을 볼 수 있고 단순히 배기만 하는 경우와 효율이 크게 차이나지 않고 약간 증가한 것을 볼 수 있다. Fig. 22는 배기풍량 7CMM에서 열량이 2kW, 4kW인 경우의 열포집효율의 결과로 보급풍량 1CMM에서 최대포집효율 85%, 67%를 나타내었고 그 이후로 보급풍량이 증가할수록 역시 효율이 감소함을 볼 수 있다. 하지만 배기 풍량이 4CMM 인 경우보다는 전반적으로 높은 효율 분포 를 나타내었다.

Fig. 23과 Fig. 24는 각각의 배기풍량에 대한 가스 포집효율의 결과이다. 배기 풍량이 4CMM인 경우 보급풍량 0.5CMM에서 최대 효율을 나타내었고 7CMM인 경우에는 보급풍량 1CMM에서 열량 2kW, 4kW일 때 각각 95%, 87%의 높은 포 집효율을 나타내었다. 그리고 열포집효율과 마찬가지로 보급풍량이 증가할수록 효율이 감소함을 볼 수 있다.

Fig. 25의 (a)는 포집효율이 가장 좋은 경우인 배기풍량 7CMM, 보급공기량이 1CMM인 경우, 네모서리에 있는 디퓨져를 통하여 나오는 공기의 가시화를 실험 한 사진이다. 사진을 보면 디퓨져에서 나온 공기가 후드하단부근에 모이는 것을 볼 수가 있다. 사진(b)는 배기풍량 7CMM이고 발생열이 2kW 일 때의 가시화 사진으로, 발생한 연기의 일부가 외부로 유출되는 모습을 볼 수 있다. 사진(c) 는 배기풍량 7CMM이고 발생열이 2kW 일 때의 가시화 사진으로, 네모서리의 유인기류에 의하여 연발생기에 발생한 연기가 상부로 모아지는 모습을 볼 수 있다.

Fig. 21 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM)

Fig. 22 Heat capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM)

Fig. 23 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 4 CMM)

Fig. 24 Gas capture efficiency (Exhaust flow rate : 7 CMM)

(a)

(b) (c)

Fig. 25 Flow visualization using smoke generator

Ⅵ. 결 론

본 논문에서는 두 가지 보급공기 방식이 주방배기 성능에 미치는 영향에 관하 여 고찰하였다. 가열기에 의해 발생하는 열과 추적가스를 이용하여 후드의 포집 효율을 실험적으로 측정하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

(1) 상부 에어커튼방식에서 열포집효율의 경우 보급풍량이 0.5∼1CMM인 경우 최대효율을 나타냈으며 배기풍량이 4CMM인 경우 2kW, 4kW에 대하여 단순배 기만 하는 경우 보다 약 7%정도 효율이 증가함을 볼 수 있었다. 그리고 가스포 집효율의 경우 보급풍량이 1CMM일 때 모두 최대효율을 나타내었다.

(2) 네 모서리 유인기류실험의 경우 보급공기의 증가에 따라 포집효율이 증가 하다 감소하는 경향을 보였으며, 최대 효율을 나타낸 보급공기량은 배기풍량 4CMM에 대해서는 열과 가스포집효율 모두 0.5CMM이였고, 배기풍량 7CMM에 대해서는 1CMM 임을 볼 수 있었다.

(3) 두 실험 모두 가스포집효율에 비해 열포집효율이 낮은 분포를 갖는 것을 볼 수 있었고, 이것은 복사에 의한 열손실로 배기되는 열량이 감소된 것으로 사 료된다.

(4) 상부에어커튼 실험과 네 모서리 유인기류의 실험은 보급공기가 없이 배기 후드만 작동하는 경우보다 열 및 가스포집효율이 모두 높게 나왔으며, 또한 상 부에어커튼 방식은 네 모서리 유인기류 실험보다 열포집효율 및 가스포집효율이 높게 나왔다.

앞 으로 여 러 가 지 보급 공 기 방 식 의 풍 량 및 형 상 에 따 른 보 다 정 밀한 실 험 을 수 행하 여 야 할 것 이 고 , 보급 공 기 방 식 에 의 한 포집 효 율 의 증 대 방 안 에 관 한 연 구 가 지 속 적으 로 진 행 되 어야 할 것 이 다 .

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397-412.

Abstract

A study on the improvement of kitchen exhaust system by make up air

by Kang, Young-mo

Dept, of Mechanical Engineering Graduate School, Kook Min University

Seoul, Korea

Exhaust hoods are generally used to remove heat and various contaminants generated from a kitchen. However, net exhaust airflow rate can create negative pressure inside a house, and the performance of the exhaust hood can be degraded significantly in tightly sealed houses. The makeup air is required to balance the air pressure inside, and it can be also used to create effective airflow field near exhaust hoods.

This paper investigates the capture efficiency of kitchen exhaust hoods with two different makeup airflow configurations; i.e. downward air-curtain flow and twisted airflow by four corner diffuser on the range. The heat capture efficiency has been measured by monitoring the temperature inside the duct, and the gas capture efficiency has been measured using a tracer gas of SF6. Experimental results indicate the capture efficiency increases slightly as the makeup airflow rate increases, and decreases afterwards.

There is an optimum makeup airflow rate that shows maximum capture efficiency.