Tech Story ※출처 : 공기조화냉동공학회 설비공학논문집(권태훈, 안종민, 김현진, 심재휘)

공기압축기의 효율을 높이는 것은 연료전지 시스템 전체의 효율을 높이는 데 핵심기술이다.

연료전지 주변장치들 중 가장 많은 전력을 소모하는 곳이 공기압축기이기 때문이다.

국내의 경우 아직까지 공기압축기를 각각의 설비에 맞추어 재설계하여 활용하는 일이 드물다.

물론 효율성을 높이기 위해 많은 기업들이 다양한 시도를 하고 있으나 획기적인 개선은 미미하다고 하겠다.

이에 본 내용에서는 연료전지용 스크롤 타입 공기압축기에 대한 개념 설계를 통해 스크롤 공기압축기의 크기와 성능 향상을 살펴보도록 한다. <편집자 주>

1. 서론

연료전지의 주변장치 가운데서도 가장 큰 전력소모는 공기압축기에서 일어나므로 공기압축기의 효율을 높이는 것이 연료전지 시스템 전체의 효율을 높이는 데 매우 중요하다.

대규모 발전의 경우 공기 공급 요구량이 많기 때문에 터보형 공기압축기가 적합하며 중소규모의 연료전지 시스템에서는 용적형 공기압축기가 적합하다.

국내의 경우 중소용량의 연료전지 시스템을 구성함에 있어서 큰 기생전력을 소모하는 공기압축기에 대해서 이제까지는 기존의 타 용도로 개발된 무급유식 공기압축기를 그대로 사용하거나 아니면 몇몇 회사에서 연료전지용으로 개발한 공기압축기를 용도에 맞도록 재설계하는 과정 없이 단지 운전 속도만을 변경하여 사용하고 있는 것으로 알려져 있다.

연료전지용으로 용적형 공기압축기를 제공하고 있는 업체들 가운데에는 Parker나 Vairex 등이 있으며 이들 회사 제품들은 기본적으로 로타리 베인 타입에 편중되어 있고, 이러한 회사들의 제품들 역시 개발 초기 단계라서 제품의 신뢰성을 확인할 수 없는 수준이며, 또한 용도별 및 용량별 제품의 선택을 기대할 수 없는 상황이다.

일반적인 로타리 베인 압축기에서는 베인이 원심력으로 인해 실린더 벽면에 밀착되어 회전하게 되므로 베인 선단과 실린더 벽면 사이에서 일어나는 마찰 손실이 매우 크고 이로 인한 열이 과도하게 발생하는 등 단점이 많이 있다.

이러한 단점을 회피하기 위한 각종 수단들이 고안되고 있으나 획기적인 개선은 아직 이루어지지 못하고 있다.

로타리 베인 타입과는 기본적으로 다른 압출원리를 갖는 압축기로서 스크롤 타입이 있는데, 이미 일반 산업 용도의 무급유식 공기 압축기가 Iwata나 Powerex 등에서 출시되고 있다. 연료전지용 스크롤 공기압축기로는 몇몇 선진사에서 검토 중이며, 일체형 스크롤 압축기-팽창기 구조도 제안되고 있다. 스크롤 압축기는 흡입에서 토출까지 크랭크 축이 2~3회전하게 되므로 압축이 부드럽고 토크 변동이 적으며 정숙한 운전이 가능하다.

따라서 스크롤 압축기가 지니는 고효율, 저소음 및 저진동의 특성을 고려해 볼 때 조만간 연료전지 전용의 스크롤 공기압축기 개발품들이 등장하리라고 예상된다.

본 내용에서는 연료전지용 스크롤 타입 공기압축기에 대한 개념 설계를 수행하여 주어진 용량 및 운전조건에서의 스크롤 공기압축기의 개략적인 크기 및 성능을 추정해 보고자 한다.

Basic structure of scroll air compressor

2. 개념설계

2.1 기본구조

연료전지용 공기압축기는 무엇보다도 오일이 조금도 섞이지 않은 청정 공기를 배출해야 하며 또한 장시간 연속운전이 가능해야 하는 높은 신뢰성이 요구된다.

압축기에서 윤활 및 냉각의 중요한 기능을 수행하는 오일의 사용이 허락되지 않는 연료전지용 압축기에서 무급유 특성을 만족시키기 위해서는 마찰이 발생하는 부위에 자체 윤활 특성을 갖는 재질의 선정 및 표면 처리가 필요하며 축 베어링으로 건식 베어링을 사용해야 하는 등의 특별한 설계가 요구된다.

또한 오일이 없기 때문에 과도하게 발행되는 마찰열과 가스압축열의 방출을 위해 별도의 적절한 냉각 수단이 고안되어야 한다.

이러한 특징을 만족시키기 위한 스크롤 공기압축기의 기본구조를 Fig. 1에 나타내었다.

선회스크롤의 자전방지를 위해서는 냉매 압축기에서와는 달리 올담링을 사용하지 않고 편심핀을 선회스크롤 경판 외주부에 설치한다.

냉매 압축기에서는 냉동기유가 냉매와 함께 섞여 압축기 내부를 순회하므로 올담링 키 부위에도 윤활이 이루어지지만 무급유식 공기압축기에서는 윤활유가 공기 중에 섞여 함께 돌아다니게 할 수 없으므로 편심 핀을 자체윤활이 되는 니들 베어링 또는 볼 베어링을 사용하여 지지해준다.

랩 선단과 상대 스크롤 경판 사이에서 발생하는 축 방향 간극에서의 누설 방지를 위해 팁실을 적용하며, 랩 측면에서 발생하는 플랭크 누설의 방지를 위해서 통상 냉매 압축기에서는 슬라이딩 부시를 적용하지만 여기서는 일단 구조의 간단화를 위해 고정 반경식으로 한다.

공기 압축시 발생하는 열의 방출을 위해 고정 스크롤과 선회스크롤 경판 후면을 냉각핀 설치 구조로 하고, 균형추와 일체화된 냉각 팬을 설치하여 냉각을 위한 주변 공기의 강제순환을 일으킨다.

2.2 스크롤 랩 형상 변수

스크롤 랩 형상 설계에 관련된 변수로는 Table 1과 같이 7개의 변수를 잡을 수 있고, 이들 변수들 간에는 4개의 관계식이 존재한다.

한편 설계체적비 V.R은 설계압력비와 식(1)과 같은 관계를 갖고, 또한 행정체적 Vs는 설계유량 Qs과 식(2)와 같은 관계를 갖는다.

랩의 높이는 랩 두께 대비 어느 적정 값을 넘기지 말아야 하는 제한을 받는다.

이는 랩의 옆면에 작용하는 가스력 때문에 랩이 휘어지는 방면과 또한 랩 가공 측면에서 볼 때 랩 두께 대비 랩 높이가 너무 크면 공구의 안정적 운용이 어려워지기 때문이다.

연료전지용 공기압축기에서는 토출압이 통상 4~5 기압 정도 이하이므로 랩 높이에 대한 제한은 가스력보다는 가공성 측면에서 오게 되는데, 이 경우 통상 랩의 세장비를 h/t ≤ 8 정도로 하는 것이 좋다.

본 개념 설계에서는 랩 세장비를 h/t = 8로 잡고자 한다. 이럴 경우 Table 1의 4개의 관계식에 랩 세장비에 관한 1개의 관계식이 추가되어 미지수 7개에 관계식 5개로 된다.

따라서 변수 2개를 독립변수로, 나머지 변수 5개는 종속변수로 잡을 수 있다. 여기서는 랩의 가공에서 실질적으로 중요한 랩 두께 t와 선회반경 rs를 독립변수로 잡고자 한다.

2.3 설계조건

스크롤 공기압축기를 출력 2kW인 SOFC(Solid-oxid fuel cell) 타입의 연료전지에 공기를 공급하는 압축기로 설계 목표를 잡는다면, 필요한 공기 공급량은 식(3)에서 구할 수 있다.

당량비를 λ=2, 스택 한 단의 전압을 Vc=0.6V로 할 때, ms = 0.00238kg/s로 계산된다. 흡입조건을 1기압 25℃로 할 때 흡입밀도는 ρs = 1.19kg/m3이며 체적유량은 Qs = 120 lpm이 된다. 운전조건 및 설계 유량을 Table 2에 정리하였다.

정격 운전속도를 N = 3500rpm으로 잡고 체적효율을 ηυ = 80%로 가정하면 행정체적은 식 (2)에서 Vs = 42.9cc가 된다. 설계 체적비는 식(1)에서 V.R = 1.6407이다.

2.4 형상인자 변화

앞서 독립변수로 지정한 랩 두께 t와 선회반경 rs에 대해 랩 두께는 2.5mm ≤ t ≤4mm의 범위 내에서 그리고 선회반경은 선회부재의 선속도가 rsω ≤1.5m/s의 범위 안에 있도록 설계범위를 잡도록 한다.

그러면 운전속도 3500rpm에서 선회반경은 rs < 4.09mm의 범위가 된다.

이러한 범위 내에서 랩 두께와 선회반경을 변화시켜 가며 얻은 형상변수의 변화를 Table 3에 나타내었다.

2.5 스크롤 형상

Scroll wrap profiles : t = 2.5mm

Combination of scroll configuration factors for displacement volume of 42.9cc

Table 3에서 t = 2.5mm인 경우 선회반경이 rs = 2.5mm 및 rs = 4.0mm일 때 스크롤 랩 형상을 Fig. 2에 나타내었다.

Scroll wrap profiles : t = 2.5mm rs = 2.5mm인 경우 스크롤 직경이 148mm가 되고, rs = 4.0mm인 경우에는 102mm가 된다.

랩 감김 회수도 전자는 3.7회이며, 후자는 2.3회이다. 중앙의 공간은 전자가 넓게 나타난다.

중앙부 공간이 크면 크랭크 핀 체결 위치를 랩 높이 중심까지 높여줄 수 있는 여지가 있다.

이러한 스크롤 기본 크기에 대한 랩 두께의 영향은 선회반경의 영향과 마찬가지 경향을 보인다.

다만 랩 두께가 두꺼워 질수록 토출포트를 형성할 수 있는 공간과 관련된 토출 개시각 φa이 점점 작아진다.

또한 랩 높이도 랩 두께에 비례하여 증가하도록 되어 있으므로 랩 높이가 너무 커지면 선회스크롤에 대한 전복모멘트의 영향도 개입될 수 있으므로 여기서는 랩 두께를 3.5mm로 제한하였다.

3. 성능해석 및 고찰

3.1 체적선도

  Volume diagram : t = 2.5mm

Fig. 3은 선회반경의 크기가 체적선도에 미치는 영향을 보여준다.

rs = 2.5mm인 경우에 비해 rs = 4.0mm 경우는 압축이 상대적으로 급하게 일어난다.

rs = 2.5mm에서 토출 개시는φd = 1320°에서, rs = 4.0mm에서는  φd = 822°에서 일어난다.

3.2 압력선도 및 가스력

P-θ diagram with t = 2.5mm	Effects of leakage clearance on volumetric efficiency with t = 3.5mm and rs = 3mm
P-V diagram with rs = 3mm	Gas forces

Fig. 4는 선회반경이 압력 형성에 미치는 영향을 보여준다.

선회반경이 커질수록 앞서 Fig. 3에서 언급한대로 압력 증가 속도가 빠르다. 랩 두께 변화가 압력증가 속도에 미치는 영향은 거의 없다.

Fig. 5는 랩 두께가 P-V 선도에 미치는 영향을 나타내었다.

t = 2.5mm에서는 t = 3.5mm에 비해 누설이 커서 누설이 없는 이상적인 선도에 비해 압축 과정에서 압력선도가 크게 부풀며, 이러한 압축 과정 중의 누설로 인해 토출 개시점 부근에서 과압축이 거의 발생하지 않는다.

반면 t = 3.5mm에서는 압축과정에서 누설이 상대적으로 적으므로 토출개시 부근에 이르러서는 과압축이 크지는 않지만 발생한다.

선회반경 크기가 누설에 미치는 영향은 랩 두께에 비해 작다.

Fig. 6에는 누설간극이 체적효율에 미치는 영향을 나타내었다.

반경 방향 간극을 εr = 20㎛으로 고정하고, 축 방향 간극이 εr = 15-35㎛로 변화할 때 체적효율이 96%에서 61%로 급격하게 감소하며, 축 방향 간극을 εr = 20㎛으로 고저하고 반경 방향 간극을 변화시킨 경우는 체적효율이 93%에서 89.6%로 감소하여 그 영향이 크지 않다.

Fig. 7은 설계변수에 따른 가스력 변화를 보여준다.

축 방향 가스력 Fag는 선회반경이 증가할수록 그리고 랩 두께가 두꺼워질수록 감소한다.

축 방향 가스력 Fag가 크면 스러스트 면에 작용하는 반력도 커져 마찰손실 증대가 예상된다.

접선방향 가스력 Ftg는 선회반경 증가에 따라 토크부하 T = rsFtg이 일정하게 되도록 감소하며, 랩 두께의 영향은 거의 없다.

3.3 운동해석

Force diagram on orbiting scroll

Fig. 8은 선회스크롤에 작용하는 각종 힘들을 보여준다.

일반적인 냉매 압축기인 경우 올담링을 사용하여 선회스크롤의 자전운동을 방지해 주는데 이 모델에서는 선회스크롤 경판 외주부에 120° 간격으로 3개의 크랭크 핀을 설치해 주어 이 3개의 크랭크 핀들이 동력을 전달함과 동시에 자전방지기구역할을 한다.

Fig. 8의 각종 힘들로부터 힘과 모멘트 방정식을 구하면 식(4)~식(8)과 같다.

운동해석을 통해 얻은 각종 힘으로부터 마찰손실을 식(9)와 같이 구할 수 있다.

마찰손실 계산에 있어서 스러스트 면에서의 마찰계수는 μth = 0.1로, 볼베어링이나 니들베어링에서의 마찰계수는 모두 0.005로 가정하였다.

3.4 성능해석 결과

(a) (b) (c) (d)

Fig. 9는 스크롤 형상 설계 변수인 선회반경과 랩 두께가 각 종 효율에 미치는 영향을 보여준다.

ηυ의 변화를 나타내는 Fig. 9(a)에서 랩 두께가 t = 2.5mm에서 t = 3.5mm로 증가하면서 체적효율은 약 7~8% 증가한다.

일정한 랩 두께에서 선회반경을 증가시키면 체적효율은 대략 1% 정도 감소한다.

Fig. 9(b)에서 단열압축효율 ηad은 랩 두께 및 선회반경이 증가할수록 증가하는데 증가 폭은 대략 1~2% 정도이다.

Fig. 9(c)의 기계효율 ηmech 두께가 두꺼울수록 높게 나타나는데 이는 Table 3 및 Fig. 6에서 보듯이 랩 두께가 두꺼운 경우 스크롤 바닥 면적이 작아져서 축 방향 가스력이 감소하고 이로 인해 스러스트면에서의 마찰손실이 감소하기 때문이다.

선회반경에 대해서는 기계효율이 최고가 되는 적정점이 존재한다.

이는 랩 두께가 일정하면 선회반경이 커질수록 바닥 면적이 감소하여 축방향 가스력은 감소하지만 반면에 마찰속도는 증가하므로 이 둘의 상반되는 효과로 인해 적정점이 존재하게 된다.

Fig. 9(d)에는 압축기 전효율에 상응하는 기계효율과 단열압축효율과의 곱인 ηmech·ηad을 나타내었다.

설계변수들의 영향이 단열압축효율에서 보다 기계효율에서 크게 나타나므로 ηmech·ηad의 전반적인 경향은 ηmech의 경향을 좇아간다.

Fig. 10에는 압축기 단위입력 당 질량유량을 나타내었다.

t = 3.5mm 및 rs = 3.0mm에서 최고치를 보인다.

이 형상 조건에서의 압축기 성능 및 손실 분석을 Table 4에 나타내었다.

모터손실을 제외한 압축기 입력 297.65W 가운데, 기계적 손실 및 가스압축 손실은 각각 97.03W 및 9.04W로서 가스압축손실은 기계적 손실에 비해 매우 작다.

기계적 손실의 약 40%는 스러스트 손실이다. 유효일은 191.58W 압축기 전효율은 64.36%로 계산된다.

4. 결론

연료전지용 공기압축기로 스크롤 타입에 대한 적용성을 검토하기 위해서,

(1) 출력 2kW급 SOFC 타입의 연료전지에 2기압으로 공기를 공급하는 스크롤 압축기에 대한 개념 설계를 수행하였다.

(2) 스크롤 형상을 결정하는 설계인자로 랩 두께와 선회반경을 선정하였다 : 랩 두께가 두꺼울수록 누설은 적어지고 스크롤 경판 직경과 토출구 직경이 작아진다. 선회반경은 클수록 스크롤 경판 직경은 작아지고 스러스트면의 마찰속도는 커진다.

(3) 압축기 입력의 약 30~40%는 기계손실이고 기계손실의 약 40~50%는 스러스트 손실로서, 선회반경을 크게 하면 경판면적이 작아져서 축 방향 가스력의 감소를 가져올 수 있으나 마찰속도는 증가하므로 적정의 선회반경치가 존재한다.

(4) 랩 두께 3.5mm 및 선회반경 3.0mm에서 압축기 최대 성능을 얻었다 : 단열압축효율은 95.5%, 기계효율은 67.4%, 압축기 전효율은 64.4%로 계산되며, 압축기 단위 입력당 질량유량은 0.00905kg/(s ·kW)이다.

(5)스러스트 면의 마찰계수 감소가 스크롤 압축기의 전효율 향상에 매우 중요하다.

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