서 론

우리나라의 온실은 거의 대부분 플라스틱 온실이고, 그 중에서 단동온실이 88.2%, 연동온실이 11.8%를 차지 하고 있다. 단동온실은 대부분 보온을 위해 다중피복이 나 다겹보온커튼 등을 사용하고 있으며, 연동온실은 주 로 다겹보온커튼이나 알루미늄스크린 등을 보온재로 사 용하고 있다(MAFRA, 2014). 시설원예 생산비 중 난방 비가 차지하는 비중이 30~40% 내외로 매우 높고 난방 연료도 대부분 경유로써 전량 수입에 의존하고 있어 시 설원예 생산품 수출의 국제 경쟁력 면에서도 크게 불리 한 입장이기 때문에 난방비를 절감할 수 있는 방안들이 절실히 요구되고 있다(Lee 등, 2011).

시설재배에 있어서 난방설비의 용량 부족은 혹한기에 작물의 생육에 치명적인 영향을 미칠 수 있다. 또한 설 비용량의 과대설계는 설치비 면에서 비경제적일 뿐만 아 니라 에너지의 효율적 이용 측면에서도 불리하므로 적정 설비용량의 결정은 매우 중요하다(Nam 등, 2014). 적정 설비용량을 결정하기 위해서는 먼저 정확한 난방부하의 산정이 필요하다. 난방부하는 일반적으로 관류열부하, 틈 새환기전열부하, 지중전열부하 등으로 구성되어 있다. 일 본시설원예협회(JGHA, 2007)의 자료에 의하면 온실의 난방부하는 관류열부하 60~100%, 틈새환기전열부하 0~20%, 지중전열부하 -20~20% 정도로 구성되어 있다. 그러나 온실의 규모가 커지면 지중전열부하는 무시할 정 도로 작고(Kozai 등, 1982), 미국의 온실설계기준(ASABE, 2008)에서는 지중전열부하를 무시하고 있으며, Shin(2015) 이 1.2ha 규모의 온실에서 실험한 결과를 보면 지중전열 부하에 비해서 틈새환기전열부하가 더 큰 비중을 차지하 므로 에너지 절감을 위해서는 틈새환기율을 줄일 수 있 는 대책이 필요하다고 하였다.

틈새환기전열부하는 온실의 피복재와 보온커튼의 틈새 를 통한 누기 열손실로 보온피복의 종류, 시공상태, 유 지관리 상태 등에 따라 다르다. 또한 온실의 난방부하를 구하는 방법은 국가별로 차이를 보이고 있다. 관류열부하 는 산정방법이 모두 동일하지만 지중전열부하는 일본의 경우 실내외 기온차에 따른 경험치를 이용하여 구하는 반면 미국은 고려하지 않고 있다. 틈새환기전열부하의 경 우 일본에서는 틈새환기전열계수와 온실의 피복면적을 이용하여 산정하고, 미국은 틈새환기율과 온실의 체적을 이용하여 구한다. 우리나라는 고시된 설계기준이 없지만 농어촌연구원의 환경설계 기준(안)에 따라 일본의 난방부 하 산정방법과 거의 동일한 방법을 사용하고 있다(Kim 등, 1997; JGHA, 2007; ASABE, 2008; Nam, 2013).

이와 같이 온실의 난방부하 중 틈새환기전열부하는 산 정방법이나 적용여부가 제각각이고, 온실의 규모에 따라 각각의 방법에는 큰 차이가 있으므로 보다 정확히 국내 에 적용할 수 있는 방법을 정립할 필요가 있다. 따라서 본 연구에서는 원예시설의 난방부하 산정방법 정립에 필 요한 기초자료를 제공하기 위하여 다양한 종류의 보온커 튼을 설치한 단동 및 연동 플라스틱 온실에서 추적가스 법을 이용하여 틈새환기율을 실측하였으며, 온실의 틈새 환기전열부하 산정방법을 검토하였다.

재료 및 방법

틈새환기율을 실측한 실험온실의 규격은 Table 1과 같 다. No. 1에서 No. 5까지의 온실은 연동 온실이고, No. 6에서 No. 8의 온실은 단동온실이다. No. 1 온실은 부 여에 위치한 농가의 온실로 16연동의 대규모 온실이고, No. 2 온실은 부여 토마토시험장, No. 3과 No. 4 온실은 천안 농업회사세론, No. 5 온실은 부안 계화도간척지의 실험온실이다. No. 6 온실은 논산에 위치한 농가의 온실 로 100m 길이의 온실이고, No. 7 온실은 부여 토마토시 험장, No. 8은 대전 충남대학교 농장의 실험온실이다.

Table 2는 각 실험온실의 피복재와 보온커튼의 종류 및 피복층수, 알루미늄스크린의 특징을 정리한 것이다. 연동온실은 외피복재로 모두 PO필름을 사용하고 있으며, 보온커튼은 No. 1의 경우 알루미늄스크린 2층에 산광스 크린 1층을 더하여 3층을 사용하고 있다. No. 2는 알루 미늄스크린 1층만을 사용하고 있으며, No. 3과 4는 알 루미늄스크린 2층을 No. 5는 알루미늄스크린 1층 + 다 겹보온커튼을 사용하고 있다. 단동온실은 외피복재로 PO필름 또는 PE필름을 사용하고 있으며 고정식 2중 피 복을 사용하고 있는 경우가 많았다. No. 6은 고정식 2중 피복에 다겹보온커튼을 사용하고 있으며, No. 7은 단일 피복에 다겹보온커튼을 사용하고 있고, No. 8은 고정식 2중 피복만을 사용하고 있다.

틈새환기율은 추적가스법(tracer gas method)에 의하여 보온커튼을 모두 닫은 상태에서 CO₂ 가스를 온실에 주입 하여 교반팬으로 잘 섞어준 후 시간 경과에 따른 CO₂ 농 도 감소를 계측하여 다음 식으로 구하였다(Nederhoff 등, 1985; Watanabe, 1986; Ham, 1993; Babtista 등, 1999).

여기서, N은 틈새환기율(h^-1), C_in,t1과 C_in,t2는 시간 t₁ 과 t₂(h)에서의 온실 내 CO₂ 농도(ppm), C_out은 외부의 CO₂ 농도(ppm)이다.

실내외 기온차와 실외풍속에 따른 틈새환기율의 변화 를 검토하기 위하여 틈새환기율 실험과 동시에 온실 내 외부의 기상환경을 계측하였다.

틈새환기전열량은 추적가스법으로 틈새환기율을 실측 하여 식(4)로 구하였다.

여기서, q_v는 틈새환기전열부하(W), ρ_i는 실내공기의 밀도(kg·m^-3), c_p는 실내공기의 비열(j·kg·°C^-1), N은 틈새환기율(s^-1), V는 온실의 체적(m³), Δt는 t_i-t_o로 실 내외 기온차(°C)이다.

한편, 식 (4)는 미국의 설계기준에서 틈새환기전열량을 구하는 방법이고, 일본의 설계기준은 다음 식(5)의 방법 으로 구한다(JGHA, 2007; ASABE, 2008).

여기서, h_v는 틈새환기전열계수(W·m^-2·°C^-1), A_c는 피 복면적(m²), Δt는 실내외 기온차(°C)이다. 식(4)와 식(5) 를 같다고 보고, h_v에 대해서 정리하면 식(6)과 같다.

여기서, 온실의 체적과 피복면적의 비(V/A_c)를 온실의 규모에 따라 비교하고, 틈새환기전열부하 산정방법을 검 토하였다.

결과 및 고찰

틈새환기전열량을 구하기 위하여 실험온실에서 추적가 스법으로 틈새환기율을 실측하였다. 추적가스법이란 특 정 가스를 온실에 주입하여 시간 경과에 따른 가스 농 도의 감소를 계측하여 틈새환기율을 구하는 방법이다. 1 회의 실험은 보온커튼을 모두 닫은 이후부터 다음날 보 온커튼을 열기 전까지 밤 동안 약 12시간에 걸쳐 실시하 였으며, 각 실험온실별로 3~5회씩 반복 실험을 하였다. Fig. 1은 추적가스법에 의한 틈새환기율 실험의 한 예로 써 탄산가스 주입 후 시간 경과에 따른 실내외 탄산가 스 농도차를 보여주는 것이다.

Fig. 1.

An example of experiments for infiltration rate measured by the tracer gas method in the single-span plastic greenhouse with a single layer thermal curtain.

탄산가스 농도 변화 실측치로부터 식 (1)의 방법으로 틈새환기율을 구한 결과는 Table 3과 같이 나타났다. 연 동온실의 틈새환기율은 0.042~0.245h^-1의 범위로 측정되 었으며 단동온실의 틈새환기율은 0.056~0.336h^-1의 범위 로 측정되어 단동온실이 약간 큰 것으로 나타났다. 그러 나 온실의 틈새환기율은 단동과 연동의 구분 보다는 보 온커튼의 종류와 시공상태에 더 큰 영향을 받는 것으로 판단된다. Fig. 2는 보온커튼의 층수에 따른 틈새환기율의 변화를 나타낸 것이다. 단동온실의 경우 보온커튼이 1층 에서 2층으로 증가할 때 틈새환기율은 거의 절반으로 감 소하는 것으로 나타났다. 1층에서 틈새환기율이 0.336h^-1 으로 크게 나타난 No. 8은 보온커튼을 사용하지 않고 고정식 2중피복을 사용한 온실로 에너지 절감형 온실로 는 부적합한 것으로 판단된다. 연동온실의 경우도 보온 커튼이 1층에서 2층으로 증가할 때 틈새환기율은 33~74% 감소하는 것으로 나타났다. 그러나 3층 커튼을 사용한 온실에서 틈새환기율이 0.245h^-1으로 오히려 증 가한 것은 알루미늄스크린(1, 2층)과 산광스크린(3층)의 밀폐도가 다른 온실에 비하여 떨어지고 16연동의 대규 모 온실이었기 때문으로 판단된다.

Fig. 2.

Variation of infiltration rate according to the number of thermal curtain layers in plastic greenhouses.

미국의 온실 설계기준에 의하면 틈새환기율은 2중 플 라스틱 필름의 경우 0.75~1.5h^-1, 오래된 온실로 유지관 리가 부실한 경우 2.0~4.0h^-1의 값을 추천하고 있다 (NGMA, 1983; ASABE, 2008). 이와 비교하면 본 연구 에서 실측한 온실의 틈새환기율은 매우 낮은 수준을 보 이고 있다. 보온커튼을 사용하지 않은 이중피복 온실 (No. 8)의 틈새환기율 0.195~0.516h^-1도 미국의 기준보다 는 상당히 낮은 값을 보이고 있다. 이는 미국의 온실 설 계기준이 만들어진 시기가 1980년대이고, 최근 온실 관 련 기술의 발달로 보온커튼 시공이 잘 이루어지고 있기 때문으로 생각되며, 국내 온실의 환경설계 기준 설정시 반영할 필요가 있을 것으로 판단된다.

온실의 환기율에 영향을 미치는 환경인자는 실내외 기 온차와 외부 풍속인 것으로 알려져 있다(Watanabe, 1986). Fig. 3은 실내외 기온차에 따른 온실의 틈새환기 율 변화를 나타낸 것이다. 동일한 실험 온실에서 비교하 기 위하여 틈새환기율 실측을 5회 반복한 연동온실은 No. 1, 단동온실은 No. 6을 선택하였다. 연동온실과 단 동온실 모두 실내외 기온차가 증가할수록 틈새환기율이 증가하는 경향을 보이는 것으로 나타났다. 굴뚝효과에 의한 중력환기량은 실내외 온도차의 제곱근에 비례하는 것으로 보고되어 있다(Lindley와 Whitaker, 1996). 이를 적용할 경우 실내외 기온차가 4°C일 때에 비하여 16°C 로 증가하면 중력환기량은 2배가 된다. 본 실험에서도 최저 기온차일 때와 최고 기온차일 때의 틈새환기율이 각각 0.198h^-1 및 0.392h^-1로써 거의 2배 차이가 나는 것 으로 나타나 매우 유사한 경향을 보였다. 따라서 국내 온실의 환경설계기준 설정시 이를 반영하여 적정 실내외 기온차에서의 값을 틈새환기율의 기준값으로 제시할 필 요가 있을 것으로 판단된다.

Fig. 3.

Variations of infiltration rate according to the temperature difference between indoor and outdoor in plastic greenhouses.

Fig. 4는 외부 풍속에 따른 온실의 틈새환기율 변화를 나타낸 것이다. 외부 풍속에 따른 온실의 틈새환기율 변 화는 일정한 경향을 찾을 수 없었다. 이는 실험기간 동 안의 외부 풍속이 2.5m·s^-1 이하로 낮았기 때문으로 판단 된다. Mihara 등(1980)의 자료에 의하면 온실의 열관류 율이나 틈새환기전열계수는 외부 풍속에 비례하고, 실내 외 기온차가 같을 경우 외부 풍속 15~20m·s^-1 에서 난방 부하는 무풍시의 2배로 된다고 하였다. 그러나 일반적으 로 최저기온의 극치는 미풍시에 발생하고, 강풍시에는 아주 낮은 기온이 발생하지 않는다. 또한 보온피복을 한 온실에서는 풍속이 증가하여도 난방부하가 별로 증가하 지 않으므로 미풍시의 값을 사용해도 문제가 없다고 보 고하였다(Mihara 등, 1980). 따라서 틈새환기율에 관한 본 실험 결과는 외부 풍속에 관계없이 사용이 가능할 것으로 생각되며, 다만 강풍지역에서는 열관류율을 포함 하여 난방부하를 약간 증가시키는 보정계수의 적용이 필 요할 것으로 판단된다.

Fig. 4.

Variations of infiltration rate according to the outdoor wind speed in plastic greenhouses.

다음으로는 틈새환기전열부하 산정방법을 검토하였다. 현재 틈새환기전열부하 산정방법은 틈새환기율과 온실의 체적을 이용하는 방법(식 4)과 틈새환기전열계수와 온실 의 피복면적을 이용하는 방법(식 5)이 있다. 식(5)의 적 용을 위하여 실측한 틈새환기율을 식(6)을 이용하여 틈 새환기전열계수로 환산하면 Table 4와 같다.

본 실험 온실들의 틈새환기전열계수는 0.03~0.34W·m^-2· °C^-1로 나타났다. 일본의 온실 설계기준에 의하면 1층커 튼을 사용한 플라스틱 온실의 단위피복면적당 틈새환기 전열계수는 0.2~0.3W·m^-2·°C^-1, 2층커튼은 0.15~0.25W· m^-2·°C^-1, 3층커튼은 0.05~0.15W·m^-2·°C^-1의 값을 추천 하고 있다(Mihara 등, 1980; JGHA, 2007). 이것과 비교 하면 본 실험결과의 틈새환기율을 온실 피복면적기준으 로 환산한 틈새환기전열계수는 단동온실의 경우 대체로 일본의 기준보다 상당히 작은 것으로 나타났다. 연동온 실의 경우 1층커튼과 2층커튼은 상당히 작게 나타났으 나 3층커튼은 훨씬 큰 값을 보이는 것으로 나타났다. 온 실의 규모에 따라 체적과 피복면적의 비율이 변하므로 틈새환기전열계수를 적용할 경우에는 온실의 규모를 고 려해야 할 것으로 판단된다.

틈새환기율과 틈새환기전열계수와의 관계를 검토하기 위하여 폭 8m, 길이 100m의 온실을 가정하여, 측고를 3m, 4m, 5m로 하고 연동수 증가에 따라 V/A_c를 구하여 Fig. 5에 나타내었다. 그림에서 보는 바와 같이 온실의 체적과 피복면적의 비(V/A_c)는 온실의 측고와 연동수에 따라 큰 차이를 보이는 것을 알 수 있다. 특히 단동과 연동의 차이가 크고, 10연동 이상의 대규모 온실에서는 큰 차이가 없으나 10연동 이내의 온실에서는 연동수 증 가에 따른 V/A_c의 증가율에 큰 차이가 있는 것으로 나타 났다. 따라서 틈새환기전열계수를 일정한 값으로 사용하 는 일본의 기준(식 5)은 문제가 있는 것으로 판단되며, 틈새환기전열부하는 온실의 체적과 틈새환기율을 이용하 는 방법이 합리적인 것으로 판단된다.

Fig. 5.

Variation of V/A_c according to the number of span and eaves height in plastic greenhouse with length of 100m and width of 8m.