서 론

수열원히트펌프(SWSHP; Surface water source heat pump)시스템은 공기열원히트펌프(ASHP; Air source heat pump)시스템에 비해 열원을 안정적으로 활용할 수 있고, 일반적으로 성적계수가 높은 장점이 있다. 그러므로 인근에 강 또는 연못이 있는 건물에서 냉난방 및 급탕용 열원으로 SWSHP를 적용한다면 보다 높은 에너지 절감 성능을 기대할 수 있을 것이다(Chen et al., 2006; Blarke and Lund, 2007; Al-Dabbas, 2011; Cho et al., 2011; Čenejac et al., 2012; Riznić and Kovačić, 2012; Yu et al., 2012; Jung et al., 2014).

SWSHP시스템에서 수중열교환기(SWHE; Surface water heat exchanger)는 히트펌프의 성적계수(COP)에 영향을 크게 주는 중요한 구성요소이다. 근래 SWHE는 내식성과 내후성을 고려하여 고밀도폴리에틸렌(HDPE)이 대부분 적용되고 있다. 그러나 HDPE가 지닌 낮은 열전도율(약 0.4 W/m·K)로 인하여, 열교환배관의 길이가 증가하고 이에 따라 순환펌프의 양정도 높아지는 문제점이 있다(Chao et al., 2013; Lv et al., 2015; Schibuola and Scarpa, 2016).

한편, 배관 작업의 용이성, 높은 열관류율 등의 장점으로 STS주름관을 열교환기 배관으로 적용하는 사례도 있다. STS주름관은 일반 직관에 비하여 마찰계수가 높은 반면 열관류율이 매우 높으나, 이를 SWHE로 사용할 경우 외부 부식의 문제점을 유의해야만 한다.

본 연구는 SWHE의 열교환 성능 및 내구성을 증대시키기 위하여 열가소성 수지인 폴리올레핀 열수축 튜브를 피복한 STS주름관(POCCT; Polyolefin covered STS corrugated tube)의 적용을 제안하고 이의 열관류성능을 검증하고자 하였다. 폴리올레핀 열수축 튜브는 방수성능 및 내구성이 우수하고, 폴리올레핀을 가열시키면 주름관 표면에 밀착되어 접촉저항 감소로 인한 열전달 향상을 기대할 수 있다. 폴리올레핀의 열전도율은 HDPE보다 약 20% 높은 것으로 알려져 있다(Armacell, 2003; Pethkool et al., 2011; Selvaraj et al., 2013). 또한 열수축튜브의 두께는 HDPE 배관의 10% 수준이므로 열전도저항이 HDPE배관보다 훨씬 낮다. 본 연구는 제안 배관의 열관류성능을 검증하기 위하여, 실험체를 제작하고 이의 열교환성능과 소규모 히트펌프시스템의 COP를 간단히 분석하였다.

배관의 열관류 이론

SWHE의 열관류율(U)과 통과유체의 열량(q)은 식(1~4)을 이용하여 구할 수 있다(Cengel, 2006a). 자연대류조건에서 배관재를 통과하는 열량(q_r)과 열전도저항은 식(5~6)으로 구할 수 있다.

q = m C_p(T_in-T_out)      (1)

q = U LΔT_m      (2)

U = q / LΔT_m      (3)

ΔT_m = ΔT₁-ΔT₂ / ln(ΔT₁/ΔT₂)     (4)

q_r = 2πkL(t_i-t_o) / ln(r_o / r_i)     (5)

R_c = ln(r_o / r_i) / 2πkL      (6)

SWHE 배관 내부의 유체와 표면 사이에 발생하는 대류열전달은 레이놀즈수(Re; Reynolds number), 프란틀수(Pr; Prandtl number), 누셀수(Nu; Nusselt number)로 설명할 수 있다. Nu, Re, Pr는 식(7~9)을 통해 구할 수 있다(Sieder and Tate, 1936). Re ≥ 10,000인 경우 난류라 하고, Re < 2,300 인 경우 층류라 하는데 이때 배관 내부의 Nu는 식 (10~11)로 구할 수 있다(Dittus and Boelter, 1930). 배관 외부 유체의 Nu는 강제대류조건일 때 식 (12)에 의해 산정된다(Churchill and Bernstein, 1977). 또한 배관 내, 외부 대류로 인한 열전도저항(R_h)은 식 (13), 배관 전체의 열전도저항(R)은 식(14), 열관류율은 식(15)로 계산할 수 있다(ASHRAE, 2005).

Nu = h D_h / k = f(Re, Pr)     (7)

Re = ρ V_avgD_h / μ      (8)

Pr = C_pμ / k      (9)

Nu = 1.86[Re Pr / (L/D)]^1/3(μ/μ_S)^0.14     (10)

Nu = 0.023Re^4/5Pr^0.4     (11)

Nu = 0.3+(0.62Re^1/2Pr^1/3)/[1+(0.4/Pr)^2/3]^1/4[1+(Re/282000)^5/8]^4/5     (12)

R_h = 1 / hA_t     (13)

R = R_hi + R_c + R_ho     (14)

U = 1 / R      (15)

배관의 마찰계수는 식 (16)를 통해 구할 수 있고, Re와 마찰계수의 상관관계는 Moody에 의한 식(17~18)으로 계산 할 수 있다(Moody, 1944).

f = ΔP / [(L/D_i)(ρV²/2)]     (16)

f = 0.316 Re ^–1/4 Re<20,000     (17)

f = 0.184 Re ^–1/5 Re>20,000     (18)

실험준비 및 진행

실험준비

본 연구는 Nu, 열관류율, 마찰계수를 비교 분석하기 위하여 A) STS304 SU30 직관, B) STS304 32A 주름관 직관, C) POCCT 직관 샘플을 준비하였다. 그리고 COP 평가를 위하여 열수축 튜브를 200℃로 가열 D) 롤 타입 POCCT를 준비하였다(Figure 1). STS304와 폴리올레핀의 열전도율은 각각 14.9 W/m·K (Cengel, 2006c)와 0.50 W/m·K이다(Armacell, 2003).

Figure 1.

Cross sectional shapes and pictures of sample tubes a) STS corrugated tube b) Polyolefin covering corrugated tube c) STS smooth tube picture d) STS corrugated tube picture e) Polyolefin covering corrugated tube picture

Figure 2와 같이 개방수조(0.15×0.25×0.15 m), 냉수조(0.8×1.2×1.2 m), 온수조(0.8×1.2×0.8), 2RT 냉각장치, 9kW의 가열장치, 순환펌프(양정 10 m, 유량 60 lpm) 등으로 실험장치를 구성하였다. 온수조의 온도는 SCR로 ±1℃의 정밀도로 제어하였고, 냉수 온도는 냉각장치 제어로 ±1℃의 정밀도를 유지하였다.

Figure 2.

Schematic of experimental system to obtain U values and friction factor of linier tubes

실험측정

본 연구는 전자식유량계로 온수 및 냉각수의 유량을 측정하였다. 온도는 K-Type 서모커플 28채널 데이터로거로 기록하였다. 배관 외부 유속 측정은 프로펠러형을 사용하였다. 배관 입, 출구에 각각 마노미터를 설치하여 배관 내부 유체의 압력변화를 측정하였다.

실험은 총 6주에 걸쳐 진행하였는데, 순환 온수 온도는 40.0±1.0°C, 냉각수 온도는 16±1.0°C로 유지하였다. 이 때 대략적인 대수평균온도차는 약 24°C가 된다. 유량, 배관 내 입, 출구 온수 온도, 개방수조의 입, 출구 온도, 그리고 배관 내부 입, 출구 압력변화를 각각 측정하였다. SWSHP 실무설계에서는 온수 배관 내 유속을 0.5∼0.7 m/s 로 설정하는데 이를 바탕으로 본 연구에서는 온수 유속을 0.1∼0.8 m/s 범위에서 0.1 m/s 단계로 변화시키면서 각 온도 데이터를 1초 간격으로 기록하였다. 유속 단계별 실험은 30분 진행하였으며, 유효 데이터를 측정하기 이전 10분 동안 열적 안정화를 기하였다. 각 유속 단계별 유효 유량은 30분간 측정 시작과 끝의 유량을 측정하고 이를 2배로 연산하여 시간당 유량으로 환산한 후 분석하였다.

실험결과 및 분석

직관 실험에 의한 실험장치 검정

주름관의 열교환 성능을 분석하기 이전에 식(7), (13-15)에 의하여 직관의 내부, 외부 표면에서 발생되는 대류 열전달을 Nu 계산을 통해 분석하였다. Nu는 이론값과 실험값으로 비교하였다. Nu를 분석한 결과 두 값의 표준편차는 약 4.8로, 차이는 약 3.1%로 나타났다(Figure 3(a)). 직관의 마찰계수 이론값은 식(16)에 의하여 산정하였으며, 실험값은 식(17~18) 및 측정에 의하여 산정하였다. 직관의 마찰계수 이론값과 실험값의 표준편차는 약 0.001로, 차이는 약 1.4%로 나타났다(Figure 3(b)).

Figure 3.

Verification of Nusselt numbers, friction factors of smooth tube; a) Nusselt numbers with Reynolds number; b) friction factors with Reynolds number

샘플배관 및 HDPE배관의 열관류율 비교

배관 내 유속을 0.2 m/s에서 0.9 m/s로 증가 시켰을 때, 샘플 A(직관) 내부 Re는 9,425에서 42,553으로, 샘플 B(주름관) 내부 Re는 9,544에서 43,091로 증가하였다. 두 배관의 Re 차이가 크지 않았음에 따라 본 연구는 샘플 A의 Re를 기준으로 다른 샘플 열관류율을 비교 분석하였다. 각 샘플 배관의 외부 직경 및 단위 길이 당 표면적이 다름으로 배관 열관류율은 단위 길이 당 W/K로 하여 비교하였다. 선행연구에서 배관 내부 유속 0.2~ 0.9 m/s, 외부 유속 0.1 m/s인 조건에서 HDPE 직관의 열관류율은 8.24~8.65 W/K로 나타났다(Jung et al., 2014). 동일 조건에서 각 배관의 열관류율은 샘플 A; 58.04~91.22 W/K, 샘플 B; 94.41~128.10 W/K, 샘플 C; 29.30~45.23 W/K로 각각 나타났다(Figure 4).

Figure 4.

U values and friction factors of sample tubes a) U value with Reynolds number b) Friction factors with Reynolds number

내부 유속 0.7 m/s에서 HDPE 직관, 샘플 A, B, C의 열관류율은 8.68, 86.4, 134.56, 40.35 W/K로 각각 나타났다. 샘플 A(STS직관)의 열관류율은 HDPE배관의 약 10배로 나타났다. 샘플 B(주름관)의 열관류율은 샘플 A 보다 약 55% 높게 나타났는데, 이는 샘플 B가 샘플 A 보다 큰 표면적을 지녔고, 주름에 의한 대류열전달이 유리하였기 때문으로 볼 수 있다. 샘플 C (POCCT)의 열관류율은 샘플B 보다 69% 낮게, 샘플 A보다 53% 낮게 나타났다. 이는 샘플 C의 폴리올레핀피복이 열전도저항을 증가시켰기 때문이다. 하지만, 샘플 C의 열관류율은 HDPE 직관보다 4.65배 높게 나타났다. 그러므로 SWHE에 폴리올레핀피복주름관을 적용하면 HDPE 배관보다 훨씬 높은 열관류 성능을 얻을 수 있을 것으로 볼 수 있다.

샘플배관의 마찰계수 및 오염계수

유속 0.2~0.9 m/s에서 샘플 C의 마찰저항은 샘플 A 보다 약 96% 높게, HDPE 직관보다 약 92% 높게 나타났다. 이러한 차이는 주름관 내부 구조에 따른 유체저항의 증가에 의한 것이다. 내부 유속 0.7 m/s에서 샘플 C와 HDPE 직관의 마찰계수는 각각 0.048, 0.024로 나타났다. 이로서 냉각수의 순환동력 측면에서 샘플 C가 불리하다고 볼 수 있다. 하지만, 샘플 C의 열관류율이 HDPE 직관의 4.65배 이므로 샘플 C가 종합적인 에너지 측면에서 SWHE 열성능 개선에 유리하다고 할 수 있다. 그림 4b는 각 샘플 배관의 마찰계수 및 Re를 나타낸 것이다.

장기 운전 시 SWHE의 열관류율은 물 때 등의 오염으로 열성능이 저하될 수 있다. 식(19)은 장기적인 수중 열교환배관의 열전도저항을 계산하는 수식이다. 본 연구에서는 배관 내 및 강물의 오염지수를 모두 0.0001㎡K/W로 설정하였다(Cengel, 2006b).

R_real= R+R_f = R_hi + R_c + R_ho+ (R_fi/A_i) + (R_fo/A_o)     (19)

식(20)을 통해 샘플배관 단위 길이 당 표면적을 계산하였으며, 샘플 A는 0.107 m²/m, 샘플 C는 0.157 m²/m이다. 여기서 주름관의 표면적이 직관보다 약 46.8% 크게 산출되었다.

주름관의 표면적 (m²/m)=4π² (RR) (RC) (L/Pitch)      (20)

배관 내 유속이 0.7 m/s일 때, 샘플 C의 오염에 의한 열저항[R_f=(R_fi/A_i)+(R_fo/A_o)]는 0.00128 m·K/W로 계산되었다, 이는 배관 전체 열전도저항 0.02478 m·K/W의 5.1%에 해당된다. 그러므로 POCCT를 이용하여 수중 열교환기를 설계 할 때, 5.1% 배관길이 추가를 고려하여야 한다.

COP 분석 결과

POCCT를 수중열교환기에 적용할 경우의 COP를 검토하기 위하여 샘플 C를 권선형으로 한 샘플 D를 개방수조에 설치하고 1.0RT 냉각기로 실험시스템을 구성하였다. 샘플D의 길이는 선행연구에서 HDPE직관의 길이와 동일한 24.54 m로 하였다(Jung et al., 2014).

COP측정실험에서 샘플D 배관 내부 유속 0.7 m/s,냉각수조의 온도는 20℃로 유지하였고, 증발기의 온도는 12℃로 설정하였다. 냉각수조 강제대류 조건에서 샘플 D 내부 냉각수 입구 온도는 25.4℃이었다. 제안된 배관 적용 시 시스템의 COP는 약 3.882로 나타났는데, 이는 HDPE 직관보다 80% 높은 수준이다. 선행연구에서의 HDPE직관 이용 시 배관 내 냉각수 입구 온도는 약 37.3℃, COP는 약 2.129인 것으로 나타났다. 한편, POCCT 이용 시 냉각수 온도는 약 11.9℃까지 낮출 수 있었다.

이러한 종합적인 실험결과에 의하면, SWSHP시스템에 POCCT를 열교환 배관으로 적용할 경우 열교환 성능을 대폭 개선시킬 수 있다. 만약 POCCT 배관길이를 HDPE배관과 동일하게 설치한다면 냉각수 온도를 저하시킬 수 있음에 따라 COP를 더 증가시킬 수 있을 것으로 보인다. 다른 한편으로 기존 시스템(HDPE 직관 이용 시스템)과 같은 COP 조건에서 POCCT 배관을 이용하게 되면 냉각수 온도를 현저하게 낮출 수 있기 때문에 SWHE 배관의 길이를 대폭 감소시킬 수 있을 것이다.

결 론

본 연구는 수열원히트펌프(SWSHP)시스템 중 수중열교환기(SWHE)의 내구성 및 열관류 성능을 증대시키기 위하여 폴리올레핀피복주름관(POCCT)을 제안하였고 이의 열적 성능을 검증하였다. 제안배관의 열성능을 비교 분석하기 위하여 동일 조건에서 제안배관, STS직관, STS주름관, HDPE배관의 열관류율, 마찰계수 등을 실험적으로 비교분석하였고 간단한 권선형 열교환배관과 냉동시스템을 구성하여 COP를 비교 분석하였다.

실험에 따르면, 제안 POCCT의 마찰계수는 배관 내부 유속이 0.7 m/s일 때 기존 HDPE 직관의 2배정도로 나타났다. 반면 POCCT의 열관류율은 HDPE 직관보다 4.65배 높은 것으로 나타났다. 한편으로 POCCT로 만든 권선형 열교환기로 구성한 냉동시스템의 COP는 HDPE직관으로 구성한 그것보다 80% 높은 것으로 나타났다. 결론적으로 제안 POCCT를 이용하게 되면 수중열교환기 열교환성능이 대폭 증가하고 이에 따라 수열원히트펌프의 열성능이 증가할 것으로 판단된다.

앞으로 본 연구에서 제안한 배관의 실제 적용 시 펌프 순환동력, 시스템 COP를 고려한 연간운전비용 분석 및 경제성 검토에 관한 추가적인 연구가 더 필요하다고 본다.