일정 체적 과정에서 엔트로피 변화는 $\Delta S = m C_v \ln\dfrac{T_2}{T_1}$로 구한다. $T_1 = 15+273=288\,K$이므로 $3.35 = 4 \times 0.717 \times \ln\dfrac{T_2}{288}$이다.

$\ln\dfrac{T_2}{288} = \dfrac{3.35}{2.868} \approx 1.168$이므로 $\dfrac{T_2}{288} = e^{1.168} \approx 3.216$, 따라서 $T_2 \approx 288 \times 3.216 \approx 927\,K$가 된다.

카르노 효율은 $\eta = 1-\dfrac{T_L}{T_H}$로 구하며, $T_H=200+273=473\,K$, $T_L=20+273=293\,K$이므로 $\eta = 1-\dfrac{293}{473} \approx 0.381$이다.

기관이 하는 일은 $W=\eta \times Q_H \approx 0.381 \times 200 \approx 76\,kJ$로 계산된다.

이상기체의 정압비열은 기체상수와 비열비를 이용해 $C_p = \dfrac{kR}{k-1}$로 구할 수 있다.

$C_p = \dfrac{1.33 \times 0.462}{1.33-1} \approx \dfrac{0.6145}{0.33} \approx 1.86\,kJ/(kg\cdot K)$로 계산된다.

그림의 네 경우는 ⓐ 컵에 있는 물이 증발, ⓑ 목욕탕의 수증기가 차가운 타일 벽에서 물로 응결, ⓒ 실린더 안의 공기가 가역 단열적으로 팽창, ⓓ 뜨거운 커피가 식어서 주위온도와 같아짐이다. 괄호 안에 든 물질 자신의 엔트로피만 따져야 한다.

액체가 기체로 상변화하면 분자의 배열이 훨씬 흐트러지고 $\Delta S=\dfrac{Q_{\text{잠열}}}{T}>0$이므로, 컵의 물이 증발한 경우가 엔트로피가 증가한 경우다. 반대로 수증기가 벽에서 물로 응결하는 경우는 기체→액체이므로 응축열을 내보내며 엔트로피가 감소한다.

가역 단열과정은 열출입이 없어 $\Delta S=\displaystyle\int\frac{\delta Q}{T}=0$인 등엔트로피 과정이라 공기의 엔트로피는 변하지 않는다. 뜨거운 커피는 주위로 열을 내보내므로($\delta Q<0$) 커피 자체의 엔트로피는 감소한다(주위까지 합친 전체 엔트로피는 증가하지만, 묻는 대상은 커피다).

오토사이클의 열효율은 압축비 $r$과 비열비 $k$로 $\eta = 1-\left(\dfrac{1}{r}\right)^{k-1}$로 나타낸다.

$0.565 = 1-r^{-0.4}$이므로 $r^{-0.4}=0.435$, $r = 0.435^{-1/0.4} \approx 8.0$으로 계산된다.

정압과정에서 가한 열량은 $Q=mC_p(T_2-T_1)$로 구한다. $T_1=50+273=323\,K$이므로 $323 = 1 \times 1.0 \times (T_2-323)$에서 $T_2=646\,K$가 된다.

정압과정에서는 이상기체 상태방정식에 의해 $\dfrac{V_2}{V_1}=\dfrac{T_2}{T_1}=\dfrac{646}{323}=2$배가 된다.

그림은 $h\text{-}s$ 선도에 그려진 랭킨 사이클이다. 왼쪽 아래에 1(복수기 출구)과 그 바로 위 2(급수펌프 출구)가 붙어 있고, 위쪽 꼭대기가 3(터빈 입구), 3에서 거의 수직으로 내려온 점이 4(터빈 출구)다. 즉 1→2 펌프 가압, 2→3 보일러 가열, 3→4 터빈 단열팽창, 4→1 복수기 방열이다.

주어진 엔탈피로 각 일량과 열량을 구하면 터빈 일 $w_T=h_3-h_4=2799.5-2007.5=792\,\mathrm{kJ/kg}$, 펌프 일 $w_P=h_2-h_1=193.8-191.8=2\,\mathrm{kJ/kg}$, 보일러 공급열 $q_B=h_3-h_2=2799.5-193.8=2605.7\,\mathrm{kJ/kg}$이다.

$\eta=\dfrac{w_T-w_P}{q_B}=\dfrac{792-2}{2605.7}=0.303$

따라서 열효율은 약 30.3%다. 펌프 일이 2kJ/kg뿐이라 무시하면 30.4%로 값 차이는 작지만, 분모에 $h_3-h_1$을 쓰지 않고 펌프 출구 $h_2$부터의 가열량을 쓰는 것이 원칙이다.

복사 열전달량은 절대온도의 4제곱에 비례하므로 $\dfrac{Q_A}{Q_B}=\left(\dfrac{T_A}{T_B}\right)^4$로 구한다. $T_A=120+273=393\,K$, $T_B=80+273=353\,K$이다.

$\dfrac{Q_A}{Q_B}=\left(\dfrac{393}{353}\right)^4 \approx 1.113^4 \approx 1.54$로 계산된다.

열평형식은 $(m_{물}C_{물}+m_{강}C_{강})(35-24) = m_{물체}C_{물체}(180-35)$이다. 물 20L은 20kg으로 환산한다.

$(20\times4.2+5\times0.46)\times11 = (84+2.3)\times11 \approx 949.3\,kJ$이고, $5\times c\times145=725c$이므로 $c=\dfrac{949.3}{725}\approx1.31\,kJ/(kg\cdot K)$로 계산된다.

실린더 단면적은 $A=\dfrac{\pi}{4}D^2=\dfrac{\pi}{4}\times0.068^2\approx3.63\times10^{-3}\,m^2$이고, 1행정당 배출체적은 $V=A\times L=3.63\times10^{-3}\times0.08\approx2.9\times10^{-4}\,m^3$이다.

1행정당 유효일은 $W=P_m \times V = 1200 \times 2.9\times10^{-4} \approx 0.35\,kJ$로 계산된다.

그림에는 $P\text{-}V$ 선도에 왼쪽 위의 상태 1에서 오른쪽 아래의 상태 2까지 하나의 직선이 그려져 있을 뿐이고, 압력·체적 값은 문제에 주어진 $P_1=800\,\mathrm{kPa}$, $V_1=0.27\,\mathrm{m^3}$, $P_2=350\,\mathrm{kPa}$, $V_2=0.80\,\mathrm{m^3}$을 쓴다.

밀폐계가 한 일은 $W=\displaystyle\int_1^2 P\,dV$, 즉 선도에서 그 경로 아래의 면적이다. 경로가 직선이므로 면적은 사다리꼴이 되어 평균 압력 × 체적 변화로 간단히 계산된다.

$W=\dfrac{P_1+P_2}{2}\,(V_2-V_1)=\dfrac{800+350}{2}\times(0.80-0.27)=575\times0.53\approx305\,\mathrm{kJ}$

체적이 늘어났으므로 계가 외부에 일을 한 것이며, 공기 8kg이라는 조건은 이 일량 계산에는 쓰이지 않는다(내부에너지나 온도를 물었을 때 필요한 값이다).

그림의 $P\text{-}V$ 선도에서 상태 1은 오른쪽 아래, 상태 2는 왼쪽 위에 있고, 두 점을 잇는 위쪽 곡선이 경로 A, 아래쪽 곡선이 경로 B다. 화살표는 A에서 왼쪽(1→2), B에서 아래쪽(2→1)을 향하므로 이 사이클은 반시계 방향으로 순환한다.

사이클이므로 처음 상태와 끝 상태가 같고, 내부에너지·엔트로피는 모두 상태량이다. 따라서 한 사이클 후 $\Delta U=0$이고 엔트로피 변화량도 계산 없이 0임을 알 수 있다. 그러므로 "이 그림으로는 총 엔트로피 변화량을 알 수 없다"는 설명이 틀렸다.

반시계 방향 사이클에서는 압력이 높은 위쪽 경로를 체적이 줄어드는 방향으로 지나므로 닫힌 곡선의 면적만큼 일을 외부로부터 받는다($W_{net}<0$). 여기에 $\Delta U=0$을 넣으면 $Q_{net}=W_{net}<0$이 되어 그만큼의 열이 계 내부에서 외부로 나간다. 나머지 설명들은 모두 이 결과와 일치한다.

정상상태 사이클에서 순 열량과 순 일량은 같으므로, $Q_{in}-Q_{out}=W_{turbine}-W_{pump}$가 성립한다.

$W_{net}=550-20=530\,kW$이므로 $Q_{out}=2500-530=1970\,kW$로 계산되며, 이것이 응축기에서의 방열량이다.

대류에 의한 열전달량은 $Q=hA\Delta T$로 구한다.

$Q=50\times2\times(25-10)=50\times2\times15=1500\,W$로 계산된다.

냉동기 냉매는 냉동효과를 크게 하기 위해 증발잠열이 커야 하고, 압축기 크기를 작게 하기 위해 증기의 비체적은 작아야 한다. 따라서 증발열이 작고 비체적이 크다는 서술은 냉매의 구비조건에 부합하지 않는다.

임계온도가 높고 응고온도가 낮을 것, 점성이 작을 것, 부식성이 없고 안정성이 있을 것은 실제 냉매에 요구되는 조건이다.

완전히 단열된 계에서는 열 출입이 없으므로 $Q=0$이고, 열역학 제1법칙 $\Delta U=Q-W$에서 $W=-\Delta U$가 된다. 즉 외부로 행한 일의 절대값은 내부에너지 변화량의 절대값과 같다.

극간체적이 행정체적의 15%이면 압축비는 $r=\dfrac{V_s+V_c}{V_c}=\dfrac{1+0.15}{0.15}\approx7.67$이다.

오토사이클 효율은 $\eta=1-\left(\dfrac{1}{r}\right)^{k-1}=1-7.67^{-0.4}\approx1-0.443\approx0.557$, 즉 약 55.7%로 계산된다.

열역학 제2법칙은 열이 고온에서 저온으로만 자발적으로 이동한다는 것처럼 자연계에서 일어나는 과정(상태변화)의 방향성을 제시하는 법칙이다.

에너지의 양이나 종류, 총 일의 양을 결정하는 것은 제1법칙(에너지 보존)의 영역이므로 제2법칙과는 구분된다.

정압과정에서는 $\dfrac{V_1}{T_1}=\dfrac{V_2}{T_2}$가 성립하므로 $T_2=T_1\times\dfrac{V_2}{V_1}$이다. $T_1=20+273=293\,K$이고 부피가 2배가 되므로 $T_2=293\times2=586\,K$이다.

섭씨온도로 환산하면 $586-273=313\,^{\circ}C$가 된다.

클라우지우스 적분은 $\oint\dfrac{dQ}{T}=\dfrac{Q_H}{T_H}-\dfrac{Q_L}{T_L}$로 구한다(고온에서 흡수한 열은 (+), 저온에서 방출한 열은 (-)로 처리).

$\dfrac{20}{550}-\dfrac{14}{250}\approx0.0364-0.0560\approx-0.0196\,kJ/K$로 계산되며, 그 값이 0보다 작으므로 클라우지우스 부등식에 의해 이 사이클은 비가역 사이클이다.

어프로치(approach)는 냉각탑을 통과하며 냉각된 냉각수 출구(냉수)온도와 냉각탑에 유입되는 공기의 입구 습구온도와의 차이로 정의된다. 냉각수 입구온도를 기준으로 설명한 서술은 정의를 잘못 나타낸 것이다.

쿨링레인지는 냉각탑의 냉각수 입ㆍ출구 온도차를 의미하며, 냉각탑의 성능은 입구공기의 습구온도에 크게 좌우되고, 밀폐식은 냉각수가 외기와 직접 접촉하지 않아 개방식보다 오염 위험이 적다는 설명은 모두 타당하다.

그림의 네 설명은 ㉠ 압축비는 체적효율에 영향을 미친다, ㉡ 압축기의 클리어런스를 크게 할수록 체적효율이 커진다, ㉢ 체적효율은 압축기가 실제로 흡입하는 냉매 체적과 이론적으로 흡입하는 냉매 체적의 비다, ㉣ 압축비가 클수록 냉매 단위 중량당 압축일량이 작아진다이다.

체적효율은 $\eta_v=\dfrac{V_{\text{실제 흡입}}}{V_{\text{행정체적}}}$로 정의되므로 정의를 서술한 설명은 옳다. 또 압축비가 커지면 톱클리어런스에 갇힌 고압가스의 재팽창량이 늘어 실제 흡입량이 줄어들므로, 압축비가 체적효율에 영향을 준다는 설명도 옳다.

반면 클리어런스를 크게 하면 재팽창 손실이 커져 체적효율은 오히려 작아진다. 또 압축비가 커지면 압축 전후 엔탈피차 $\Delta h=h_2-h_1$이 커지므로 단위 중량당 압축일량은 증가한다. 즉 이 두 설명은 틀렸다.

따라서 옳은 것은 ㉠과 ㉢이며, 압축비 상승은 "체적효율 감소 + 압축일량 증가"로 성적계수를 떨어뜨리는 방향임을 함께 기억해 두면 좋다.

표준 냉동사이클에서 압축과정은 이상적으로 단열가역(등엔트로피) 과정으로 취급되며, 몰리에르(p-h) 선도상에서 등엔트로피선을 따라 압력이 상승한다.

증발과 응축과정은 등압과정(습증기 영역에서는 등온)이고, 팽창과정은 등엔탈피 과정으로 취급되므로 어느 쪽도 엔트로피가 일정하게 유지되지 않는다.

흡수식 냉동기에서 냉매(물)의 과냉은 증발기로 공급되는 냉매량이나 열교환 조건이 비정상적으로 변할 때 나타난다. 냉수 및 냉매량 부족, 증발기 전열면적의 오염(스케일), 재생기에서 넘어온 용액이 냉매에 혼입되는 캐리오버는 모두 증발기 내 냉매 상태를 비정상적으로 낮추는 직접적 원인이 된다.

반면 냉각수 부족은 응축기ㆍ흡수기의 냉각 성능을 저하시켜 응축압력과 흡수기 온도를 높이는 방향으로 작용하므로, 증발기의 냉매 과냉과는 거리가 멀다.

흡수식 냉동기에서 널리 쓰이는 냉매-흡수제 조합은 물-리튬브로마이드(H₂O-LiBr)와 암모니아-물(NH₃-H₂O)이며, 물-염화리튬(LiCl) 조합도 흡수제로 사용된 사례가 있다.

에틸렌글리콜은 부동액(브라인)으로 사용되는 물질로, 흡수식 냉동기의 흡수제로는 사용되지 않는다.

냉동장치 내 냉매량이 부족하면 증발기로 공급되는 냉매량이 줄어들어 증발압력, 즉 압축기 흡입압력이 낮아진다.

흡입압력이 낮아지면 냉매 순환량도 줄어들어 토출압력 역시 낮아지고 냉동능력은 감소한다.

펠티에 효과를 이용한 전자냉동(열전기식 냉동)은 반도체 소자에 직류전류를 흘려 한쪽 접합부에서 흡열, 다른 쪽에서 발열이 일어나는 원리로 냉각하며, 압축기ㆍ응축기ㆍ증발기와 같은 기계적 구성요소가 필요 없다.

따라서 증기압축식 냉동장치와 마찬가지로 압축기 등을 이용한다는 설명은 전자냉동의 원리와 맞지 않는다. 펠티에 효과는 초기에는 실용화가 어려웠으나 반도체 기술 발달로 휴대용 냉장고, 특수 냉장고, 잠수함 냉난방 등에 활용되고 있다.

왕복동 압축기의 이론 피스톤 압출량은 $V_a = \dfrac{\pi}{4}D^{2}L \times N_{cyl} \times rpm$으로 구한다.

피스톤 압출량 $V_a = \dfrac{\pi}{4}\times0.14^{2}\times0.11\times6\times800 \approx 8.128\ m^{3}/min$이며, 체적효율 0.75를 곱한 실제 흡입 냉매 체적은 $8.128\times0.75\approx6.096\ m^{3}/min$이다.

비체적 0.5 m³/kg으로 나누면 냉매순환량은 $6.096/0.5\approx12.19\ kg/min$이고, 냉동효과 1126.3 kJ/kg를 곱하면 $12.19\times1126.3\approx13732\ kJ/min$, 이를 60으로 나누면 냉동능력은 약 $228.9\ kW$로 계산된다.

액배관에서 냉매 압력이 국부적으로 낮아져 플래시가스가 발생하면 팽창밸브로 유입되는 냉매 중 일부가 이미 기화된 상태이므로 실질적인 액상 냉매 순환량이 줄어들어 증발기의 냉동능력이 저하된다.

증발식 응축기는 대기의 습구온도가 낮아지면 오히려 응축(고압)압력이 낮아지고, 압축기 흡입압력이 낮아지면 토출압력도 함께 낮아지면서 냉동능력은 감소하며, 언로더는 시동 시나 부분부하 시 부하를 줄이는 용량제어 장치로 급격한 부하증가에 따른 액백 방지와는 직접 관련이 없다.

증발온도를 일정하게 두고 응축온도를 높이면 압축비가 커져 압축기의 소요동력이 증가하고, 냉동효과 대비 일량이 늘어나 성적계수는 감소하며, 압축 후 냉매가스 온도인 토출가스 온도도 상승한다.

또한 응축온도가 높아지면 팽창밸브 직전 액냉매의 엔탈피가 커져 팽창 후 증발기 입구에서의 건도가 높아지므로 플래시가스 발생량은 오히려 증가한다. 따라서 발생량이 감소한다는 설명은 나타나지 않는 현상이다.

2단압축 중간압력은 저압측과 고압측 절대압력의 기하평균으로 근사한다. 게이지 압력을 절대압력으로 바꾸면 증발압력은 $0.19+0.101\approx0.291\ MPa$, 응축압력은 $1.17+0.101\approx1.271\ MPa$이다.

중간압력은 $P_m=\sqrt{P_e \times P_c}=\sqrt{0.291\times1.271}\approx0.608\ MPa$로 계산된다.

냉동장치 내에 불응축가스인 공기가 침입하면 응축기 내 압력이 공기 분압만큼 더해져 토출가스 압력과 온도가 모두 상승한다.

토출압력 상승으로 압축기 부하가 커져 모터 전류(암페어)도 증가하고, 응축이 원활하지 않아 냉각능력도 저하되므로 나머지 선택지들은 실제 현상과 반대이다.

대수평균온도차는 $LMTD=\dfrac{\Delta T_1-\Delta T_2}{\ln(\Delta T_1/\Delta T_2)}$로 구하며, 응축온도 38℃ 기준 냉각수 입구측 온도차 $\Delta T_1=38-30=8{}^\circ\mathrm{C}$, 출구측 온도차 $\Delta T_2=38-35=3{}^\circ\mathrm{C}$이다.

따라서 $LMTD=\dfrac{8-3}{\ln(8/3)}\approx\dfrac{5}{0.981}\approx5.1{}^\circ\mathrm{C}$로, 약 5℃가 된다.

흡입가스 압력(증발압력) 저하는 냉매가 증발기로 충분히 공급되지 못하거나 배관에서 압력손실이 커질 때 나타난다. 냉매 유량 부족, 흡입배관의 마찰손실, 모세관(팽창장치)의 막힘은 모두 냉매 흐름을 제한해 흡입압력을 낮추는 직접적 원인이다.

반면 냉각부하가 증가하면 증발기에서 냉매의 증발이 활발해져 오히려 흡입압력이 높아지는 방향으로 작용하므로, 흡입압력 저하 원인으로 보기 어렵다.

열통과율은 냉매측ㆍ냉각매체측 열전달계수에 좌우되는데, 물에 비해 공기의 비열과 열전달계수가 훨씬 작기 때문에 공냉식 응축기는 수냉식(7통로식, 입형 셸튜브식, 2중관식) 응축기보다 열통과율이 작다.

같은 조건이라면 냉각수를 사용하는 수냉식 응축기들이 공기를 사용하는 공냉식보다 전열성능이 우수하다.

역카르노 사이클의 성적계수는 $COP=\dfrac{T_L}{T_H-T_L}$로 구하며, 절대온도로 환산하면 $T_H=35+273=308K$, $T_L=-10+273=263K$이다.

따라서 $COP=\dfrac{263}{308-263}=\dfrac{263}{45}\approx5.8$로 계산된다.

제빙시간 공식 $\tau=(0.53\sim0.6)\dfrac{a^{2}}{-b}$에서 a는 결빙두께, b는 브라인온도(영하이므로 음수값)를 의미한다. 결빙두께가 두꺼울수록, 브라인온도가 높을수록(0℃에 가까울수록) 제빙에 걸리는 시간이 길어지는 관계를 나타낸다.

브라인이 흡수한 열량(냉동능력)은 $Q=G\times c\times\Delta t$로 구하며, $Q=20\ kg/min\times3.3\ kJ/kg\cdot K\times15\ K=990\ kJ/min\approx16.5\ kW$이다.

실제 성적계수는 냉동능력을 압축기 소요동력으로 나눈 값이므로 $COP=16.5/5.6\approx2.94$로 계산된다.

$p\text{-}h$ 선도에서 읽으면 응축압력은 1.5MPa이고 $h_3=h_4=456\,\mathrm{kJ/kg}$, 사이클 A의 증발압력은 0.34MPa로 $h_1=628\,\mathrm{kJ/kg}$·$v_1=0.07\,\mathrm{m^3/kg}$이다. 흡입밸브 개도를 줄인 사이클 B는 흡입압력이 0.25MPa까지 떨어지고 그 점의 비체적은 $v_1'=0.1\,\mathrm{m^3/kg}$이다.

1→1′은 흡입밸브에서의 등엔탈피 교축이므로 $h_{1'}=h_1=628\,\mathrm{kJ/kg}$이고, 냉동효과는 두 사이클 모두 $q=628-456=172\,\mathrm{kJ/kg}$로 같다.

압축기 행정체적 $V$는 변하지 않으므로 냉동능력은 $Q=\dfrac{V}{v}\,\eta_v\,q$이고, $V$와 $q$가 공통이니 $Q\propto \dfrac{\eta_v}{v}$가 된다.

$Q_B=5\times\dfrac{v_1}{v_1'}\times\dfrac{\eta_{v,B}}{\eta_{v,A}}=5\times\dfrac{0.07}{0.1}\times\dfrac{0.7}{0.78}\approx3.14\,\mathrm{RT}$이다. 비율로 풀면 1RT=3.8kW라는 조건은 약분되어 쓰이지 않는다.

원통형 벽을 통한 전열량은 $Q=\dfrac{2\pi L \lambda \Delta t}{\ln(r_2/r_1)}$로 구한다. 관 반지름 $r_1=0.05m$, 보온재 두께 5cm를 더한 외측 반지름 $r_2=0.10m$, 온도차 $\Delta t=30-(-50)=80K$이다.

대입하면 $Q=\dfrac{2\pi\times5\times0.1163\times80}{\ln(0.10/0.05)}\approx\dfrac{292.3}{0.693}\approx421.7\ W$로 계산된다.

보일러 수위를 일정 범위로 제어하는 가장 주된 목적은 수위가 너무 낮아져 보일러 동체나 전열면이 물 밖으로 노출되어 과열로 손상(소손)되는 것을 방지하기 위함이다.

수위가 너무 높으면 발생증기에 수분이 섞여 나가는 프라이밍ㆍ캐리오버 등의 문제도 발생하므로, 수위제어는 안전과 증기품질 모두를 위한 것이지만 핵심 목적은 과열 손상 방지에 있다.

방열기의 표준방열량은 표준상태 기준으로 온수는 약 523.3 W/㎡(0.523 kW/㎡), 증기는 약 755.8 W/㎡(0.756 kW/㎡)로 정해져 있다.

증기는 온수보다 열매온도가 높아 방열기와의 온도차가 크므로 표준방열량도 온수보다 크게 나타난다.

에어와셔 내에서 분무되는 물의 온도가 공기의 습구온도보다는 높고 건구온도보다는 낮은 온수인 경우, 분무수가 증발하면서 공기에 수분을 더해 가습이 일어나는 동시에 공기가 물에 열을 빼앗겨 건구온도가 낮아지는 냉각 작용이 함께 나타난다.

이 과정은 습공기선도상에서 절대습도가 증가하고 건구온도는 낮아지는 방향으로 상태점이 이동하는 가습ㆍ냉각 변화에 해당한다.

보일러에서 발생증기를 한 곳으로만 취출하면 그 주변의 압력이 국부적으로 낮아져 수면이 흔들리는 수면동요와 함께 물방울이 증기에 섞여 나가는 비수 현상이 발생하기 쉽다. 이를 방지하기 위해 증기 취출구에 비수방지관을 설치하여 여러 지점에서 고르게 증기를 취출하도록 한다.

급수내관은 급수를 고르게 분산 공급하는 장치, 기수분리기는 이미 발생한 증기 중 수분을 분리하는 장치, 인젝터는 급수펌프 대용 장치로 각각 목적이 다르다.

복사난방은 열용량이 큰 바닥이나 벽체를 가열하는 방식이므로 외기온도가 갑자기 변할 때 방열량을 신속히 조정하기 어렵다는 단점이 있다. 따라서 방열량의 조정이 용이하다는 설명은 실제와 반대이다.

실내에 방열기를 두지 않아 공간활용이 좋고, 복사열에 의한 쾌감도가 높으며, 실내 온도분포가 균일해 열이 위로 몰리지 않아 경제적이라는 나머지 설명은 복사난방의 일반적인 장점으로 타당하다.

난방부하를 경감시키는 요인은 실내에서 자체적으로 발생하는 열이다. 실내기구(조명ㆍ기기 등)의 발열부하와 재실인원의 인체 발생열량은 난방 시 부족한 열을 보충해 주므로 그만큼 공급해야 할 난방부하를 줄여준다.

반면 지붕을 통한 전도 열손실, 틈새바람ㆍ외기 도입에 의한 열손실, 기기(덕트 등)를 통한 손실은 모두 실내 열을 빼앗아 난방부하를 늘리는 요인이므로, 이들이 하나라도 섞인 나머지 짝은 '경감 요인으로만' 이루어졌다고 볼 수 없다.

온수는 증기에 비해 열용량이 커서 한번 데워진 배관과 방열기가 쉽게 식지 않아 배관 동결 피해가 적고 보일러 취급도 비교적 안전하고 간단하지만, 그만큼 가열에 시간이 오래 걸려 예열시간이 길어진다.

따라서 열용량이 크기 때문에 짧은 시간에 예열할 수 있다는 설명은 실제와 반대되는 내용이다.

콜드 드래프트는 인체 주위의 공기온도가 너무 낮거나, 차가운 기류가 빠른 속도로 흐르거나, 벽면 온도가 낮아 인체 복사열을 빼앗기거나, 겨울철 창문의 극간풍이 유입될 때 주로 발생한다.

반면 기류 속도가 낮고 습도가 높은 조건은 오히려 정체된 공기층에 가까워 콜드 드래프트를 일으키는 직접적 원인으로 보기 어렵다.

그림은 단열된 덕트에 공기가 $G$(kg/h), $h_1$, $x_1$로 들어가 먼저 가열코일에서 열량 $Q$를 받고, 그 뒤 분무 장치에서 수분 $L$(kg/h, 엔탈피 $h_L$)이 덕트 안으로 함께 들어간 다음 $G$, $h_2$, $x_2$로 나가는 계통이다. 그림의 $Q$와 $Lh_L$ 화살표가 모두 덕트를 향해 들어가고 있다는 점이 식의 부호를 결정한다.

덕트가 단열되어 외부로 새는 열이 없으므로 들어온 에너지와 나간 에너지가 같다. $G h_1 + Q + L h_L = G h_2$

이를 $Q$에 대해 정리하면 $Q=G(h_2-h_1)-L h_L$이다. 즉 공기의 엔탈피 증가분 중 수분이 스스로 가지고 들어온 열량 $L h_L$만큼은 코일이 준 열이 아니므로 빼 주어야 한다.

참고로 $G(x_2-x_1)$은 단위가 kg/h인 가습량(수분 물질수지 $L=G(x_2-x_1)$)이어서 kJ/h 단위의 열량 식이 될 수 없다. 단위만 확인해도 절대습도가 들어간 형태는 걸러낼 수 있다.

수증기 분압은 상대습도와 포화수증기압의 곱으로 구해진다. $P_w=\phi\times P_s=0.5\times31.84\approx15.92\ mmHg$이다.

건공기 분압은 전체 대기압에서 수증기 분압을 뺀 값이므로 $P_a=760-15.92\approx744\ mmHg$로 계산된다.

단일덕트 재열방식은 하나의 덕트로 냉각된 공기를 각 존에 보내고 각 존의 재열기에서 필요한 만큼 재가열하는 방식이므로, 부하 패턴이 서로 다른 다수의 실이나 존을 개별적으로 온도 제어하기에 적합하다.

이 방식은 전수방식이 아니라 전공기방식이며, 냉각한 공기를 다시 데우는 만큼 에너지 손실이 커 절약형으로 보기 어렵다. 또 각 존마다 재열기와 그 배관ㆍ제어가 추가되어 유지ㆍ보수는 일반 단일덕트보다 번거롭고, 잠열부하가 큰 공간도 냉각감습 후 재열로 대응할 수 있어 부적합하다고 할 수 없다.

온풍난방에서 강제 순환방식은 송풍기를 이용해 공기를 강제로 순환시키므로 기기 설치 위치의 제약이 적고, 덕트가 작아도 되어 은폐가 쉬우며, 필터를 통한 공기정화도 가능하다.

또한 송풍기에 의한 강제 순환으로 실내 공기 분포가 고르게 이루어져 자연대류에 의존하는 중력식보다 오히려 쾌적성 확보가 유리하므로, 공기순환이 어렵고 쾌적성 확보가 곤란하다는 설명은 실제와 반대이다.

혼합공기의 상태값은 각 공기의 풍량비를 가중치로 한 평균으로 구한다. 건구온도는 $T=0.3\times30+0.7\times20=9+14=23{}^\circ\mathrm{C}$이다.

절대습도는 $x=0.3\times0.01+0.7\times0.02=0.003+0.014=0.017\ kg/kg$로 계산된다.

가변풍량(VAV) 방식은 부분부하 시 실내 온도에 맞춰 송풍량 자체를 줄여 대응하므로, 정풍량 방식보다 오히려 송풍기 동력이 절감되는 것이 특징이다. 따라서 부분부하 대응으로 송풍기 동력이 커진다는 설명은 실제와 반대이다.

시운전 시 각 토출구 풍량조정이 비교적 간단하고, 부하변동에 빠르게 대응해 거주성이 좋으며, 동시부하율을 고려해 설비용량을 줄일 수 있다는 나머지 설명은 VAV 방식의 일반적인 장점으로 타당하다.

그림은 송풍기의 흡입측에만 덕트가 연결된 배치로, 덕트에 꽂은 두 개의 물 마노미터가 각각 15mm와 10mm의 액주차(U자관 양쪽 액면의 높이차)를 보이고 있다. 흡입측이므로 덕트 내부는 대기압보다 낮아 두 값 모두 부압이다.

두 마노미터 중 하나는 정압, 다른 하나는 전압을 재는 것인데(정압은 관벽에 직각으로 뚫은 구멍으로, 전압은 흐름을 정면으로 받게 한 구멍으로 잰다), 어느 쪽이 어느 값인지는 부호만 따져도 정해진다. $P_t=P_s+P_d$이고 동압 $P_d=\gamma\dfrac{v^2}{2g}>0$이므로 $P_t>P_s$, 즉 부압의 크기가 더 큰 15mm 쪽이 정압, 10mm 쪽이 전압이다. 따라서 $P_s=-15\,\mathrm{mmAq}$, $P_t=-10\,\mathrm{mmAq}$다.

$P_d=P_t-P_s=(-10)-(-15)=5\,\mathrm{mmAq}$

따라서 동압은 5mmAq다. 두 눈금을 반대로 배정하면 동압이 음수가 되어 물리적으로 성립하지 않으므로, 부호 처리만 확실히 하면 어느 쪽이 정압인지도 자동으로 판별된다.

가열에 필요한 열량은 $Q = m \cdot c_p \cdot \Delta T$ 로 구한다.

공기 질량은 밀도와 부피의 곱이므로 $m = 1.2\,\text{kg/m}^3 \times 50\,\text{m}^3 = 60\,\text{kg}$ 이다.

따라서 $Q = 60 \times 1.01 \times (20-10) \approx 606\,\text{kJ}$ 로 계산된다.

내부에 송풍기와 냉·온수 코일을 내장하고 각 실내에 개별적으로 설치되어, 중앙 기계실로부터 공급되는 냉·온수를 이용해 실내공기를 직접 냉난방하는 방식이 팬코일 유닛(FCU)이다.

패키지형 공조기는 냉동기와 송풍기 등을 하나의 케이싱에 내장한 개별 공조기이고, 에어핸들링 유닛은 중앙식으로 덕트를 통해 여러 구역에 공기를 공급하는 방식이라 실내 개별 설치와는 차이가 있다.

인덕션 유닛은 1차 공기의 유인작용으로 실내공기를 순환시키는 방식으로, 냉·온수 코일로 실내공기를 직접 조절하는 방식과 구분된다.

취출기류의 도달거리는 취출구에서 나온 공기가 진행하면서 중심선상의 풍속이 규정된 미소풍속(통상 0.25m/s 수준)까지 낮아지는 지점까지의 수평거리를 말한다.

제시된 설명처럼 그 기준 풍속을 1.5m/s로 정의하는 것은 실제 정의와 맞지 않으므로 틀린 설명이다.

아스펙트비, 1차·2차 공기의 구분, 강하도(수평 취출 시 기류 중심선과 취출구 중심 사이의 수직거리) 정의는 모두 옳은 설명이다.

극간풍(틈새바람)은 출입문 개폐 시 실내외 압력차에 의해 유입되므로, 회전문이나 이중문(전실), 에어커튼처럼 실내외 공간을 직접 연결하지 않거나 기류로 차단하는 방식이 효과적이다.

자동문은 사람이 지나갈 때 문이 완전히 개방되어 실내외 공간이 그대로 연결되므로 극간풍 방지 효과가 크지 않아 가장 적절하지 않은 방법에 해당한다.

취출온도(급기온도)는 일정하게 유지하면서 부하 변동에 따라 송풍량을 늘리거나 줄여 실온을 제어하는 방식을 가변풍량(VAV)방식이라 한다.

정풍량방식은 반대로 송풍량을 일정하게 하고 취출온도를 변화시켜 부하에 대응하며, 재열코일방식과 유인유닛방식은 각각 재열이나 유인작용을 이용하는 별도의 방식이다.

전구의 저항은 $R = \dfrac{V^2}{P}$ 로 구할 수 있어, 30W 전구는 $R_{30}=\dfrac{100^2}{30}\approx333\,\Omega$, 60W 전구는 $R_{60}=\dfrac{100^2}{60}\approx167\,\Omega$ 로 30W 전구의 저항이 더 크다.

직렬연결에서는 두 전구에 같은 전류가 흐르므로 소비전력은 $P=I^2R$ 에 따라 저항이 큰 전구에서 더 커진다.

따라서 저항이 더 큰 30W 전구가 더 밝게 켜진다.

워드 레오나드 방식은 발전기의 계자전류를 조정해 발전기 출력전압을 변화시키고, 이 전압으로 전동기의 회전속도를 제어하는 방법이다.

저항이나 계자 자체를 직접 조작하는 방식이 아니라 전동기에 인가되는 전압을 제어하는 방식으로 분류된다.

전동기는 전류가 흐르는 도체가 자기장 속에서 받는 힘($F=BIL$)에 의해 회전하므로, 자기장·전류·힘(운동)의 방향 관계를 나타내는 플레밍의 왼손법칙으로 회전방향을 알 수 있다.

플레밍의 오른손법칙은 반대로 도체의 운동에 의해 유도되는 기전력(발전기)의 방향을 구할 때 사용된다.

부하의 유효전력이 1000kW, 개선 전 역률이 0.8이므로 개선 전 무효전력은 $Q_1 = P \tan\theta_1 = 1000 \times \dfrac{\sqrt{1-0.8^2}}{0.8} = 750\,\text{kvar}$ 이다.

역률을 0.95로 개선한 후의 무효전력은 $Q_2 = P \tan\theta_2 = 1000 \times \dfrac{\sqrt{1-0.95^2}}{0.95} \approx 328.7\,\text{kvar}$ 이다.

필요한 콘덴서 용량은 $Q_1-Q_2 \approx 750-328.7 \approx 421.3\,\text{kvar}$ 로 계산된다.

동기속도는 $N_s = \dfrac{120f}{P} = \dfrac{120\times60}{6}=1200\,\text{rpm}$ 이다.

슬립은 $s=\dfrac{N_s-N}{N_s}=\dfrac{1200-1160}{1200}\approx0.03$ 으로 계산된다.

저항 R에서 소비전력은 $P=I^2 R$ 이므로, 이를 I에 대해 정리하면 $I = \sqrt{\dfrac{P}{R}}$ 가 되어 전류는 전력의 제곱근에 비례한다.

즉 $I \propto P^{0.5}$ 의 관계가 성립한다.

입력 중 어느 하나라도 1이면 출력이 0이 되고, 모든 입력이 0일 때만 출력이 1이 되는 회로는 OR회로의 출력을 반전시킨 NOR 회로이다.

OR회로는 반대로 입력 중 하나라도 1이면 출력이 1이 되고, AND회로는 모든 입력이 1일 때만 출력이 1이 되므로 이 조건과 맞지 않는다.

출력이 입력의 시간에 대한 미분값에 비례하는 $y(t)=K\dfrac{dx(t)}{dt}$ 형태의 관계는 미분요소의 전형적인 표현식이다.

비례요소는 $y=Kx$, 적분요소는 $y=K\int x\,dt$ 형태로 표현되어 이 문제의 관계식과 다르다.

그림의 조건은 어떤 회로에 흐르는 전류가 20 A, 위상이 60°이며 ‘앞선(진상) 전류’가 흐를 수 있어야 한다는 것이다. 전류가 전압보다 앞선다는 것은 회로 전체가 용량성으로 보인다는 뜻이므로, 회로 안에 커패시턴스 성분이 반드시 있어야 한다.

저항과 커패시터로 된 병렬 회로는 $I_C$가 전압보다 90° 앞서므로 합성 전류가 항상 진상이다. 저항·인덕터·커패시터가 모두 있는 회로도 직렬이면 $X_C>X_L$일 때, 병렬이면 $B_C>B_L$일 때 진상이 되어 60° 앞선 20 A를 만들 수 있다.

그러나 저항과 인덕터만 병렬로 연결된 회로는 용량성 성분이 전혀 없다. 저항 전류는 전압과 동상, 인덕터 전류는 90° 뒤지므로 합성 전류는 항상 전압보다 뒤진다(지상). 따라서 60° 앞선 전류라는 조건은 어떤 소자값을 골라도 만족시킬 수 없다.

그림은 AND 게이트의 두 입력단에 각각 작은 원(부정 표시)이 붙은 기호다. 입력 A, B가 각각 반전된 뒤 AND 연산되므로 출력은 $X=\bar{A}\cdot\bar{B}$이다.

여기에 드모르간의 정리 $\bar{A}\bar{B}=\overline{A+B}$를 적용하면 $X=\overline{A+B}$가 된다. 즉 이 기호는 NOR 게이트와 완전히 같은 동작을 한다.

진리값으로 확인하면 $A=B=0$일 때만 $X=1$이고 나머지 조합에서는 모두 0이므로, OR 출력을 반전한 것과 일치한다. 출력측에 원이 붙은 NAND $\overline{AB}$와 혼동하지 않도록 주의한다.

콘덴서에 축적되는 에너지는 $W=\dfrac{1}{2}CV^2$ 로 전위차 V의 제곱에 비례한다.

따라서 전위차를 가로축, 에너지를 세로축으로 나타내면 그래프는 원점을 지나는 포물선 형태가 된다.

열전대는 서로 다른 두 금속(예: 철과 콘스탄탄)을 접합해 두 접점 사이의 온도차로 열기전력이 발생하는 제벡효과를 이용하는 온도 측정 소자이며, 정밀한 측정을 위해 소선의 열기전력이 커야 한다.

열팽창계수 차이에 따른 변형이나 내부응력을 이용하는 것은 바이메탈식 온도계의 원리이므로 열전대에 대한 설명으로 볼 수 없다.

전류계는 회로에 직렬로 삽입되므로 내부저항이 크면 측정 대상 회로의 전류 흐름을 방해하게 되어, 부하 저항에 비해 가능한 작아야 한다.

반대로 전압계는 회로에 병렬로 연결되므로 내부저항이 작으면 전압계로 전류가 많이 흘러 측정오차가 커지므로, 부하 저항에 비해 가능한 커야 한다.

피드백제어에서 제어요소는 조절부와 조작부로 구성되며, 동작신호(편차신호)를 조작량으로 변환해 제어대상에 가하는 역할을 한다.

검출부는 제어요소가 아니라 제어량을 검출해 주궤환 신호로 변환하는 부분이고, 제어대상 자체의 출력량과도 구분되는 요소이다.

프로세스제어는 온도·압력·유량·액위·농도 등 공정상의 상태량을 제어량으로 하는 제어 방식이다.

속도는 위치, 방위 등과 함께 서보기구(추종제어)에서 다루는 제어량에 해당하여 프로세스제어의 대상과는 구분된다.

그림의 가산점에는 입력 R과 함께 출력 C에서 $H_1$, $H_2$를 거쳐 되돌아온 두 경로가 모두 (+)로 더해진다. 부호가 모두 플러스인 정귀환 두 개짜리 구조다.

가산점의 출력은 $R+H_1C+H_2C$이고 그 뒤에 G가 곱해져 C가 되므로 $C=G\left(R+H_1C+H_2C\right)$가 성립한다.

C에 관해 정리하면 $C\left(1-GH_1-GH_2\right)=GR$이므로 등가 전달함수는 $\dfrac{C}{R}=\dfrac{G}{1-H_1G-H_2G}$이다. 분모의 피드백 이득에 전향 이득 G가 함께 곱해진다는 점을 놓치면 안 된다.

그림에서 A는 위쪽 인버터를 지나 $\bar{A}$가 되어 위 AND의 한 입력이 되고, B는 교차선을 따라 올라가 그대로 위 AND의 나머지 입력이 된다. 따라서 위 AND의 출력은 $\bar{A}B$이다.

같은 방식으로 B는 아래쪽 인버터를 지나 $\bar{B}$가 되고, A는 교차선을 따라 내려와 아래 AND에 들어가므로 아래 AND의 출력은 $A\bar{B}$이다.

두 AND 출력이 OR 게이트로 합쳐지므로 $Y=A\bar{B}+\bar{A}B$이다. 이는 두 입력이 서로 다를 때만 1이 되는 배타적 논리합(XOR, $A\oplus B$) 회로다.

그림은 전원 양단에 좌·우 절점이 연결되고, 왼쪽 절점에서 위로 $R_1$·아래로 $R_2$, 오른쪽 절점에서 위로 $R_4$·아래로 $R_3$가 놓인 휘트스톤 브리지다. 위·아래 절점 사이에 전류계 A가 걸려 있다.

전류계 지시가 0이라는 것은 두 절점의 전위가 같다는 뜻, 즉 브리지가 평형이라는 뜻이다. 평형 조건은 대각으로 마주보는 변의 저항 곱이 같다는 것으로 $R_1R_3=R_2R_4$이다.

주어진 값 $R_1=100\,\Omega$, $R_2=1000\,\Omega$, $R_3=800\,\Omega$을 넣으면 $R_4=\dfrac{R_1R_3}{R_2}=\dfrac{100\times800}{1000}=80\,\Omega$이다.

신호흐름 선도에서 한 절점의 값은 그 절점으로 들어오는 화살표들의 (이득 × 출발 절점)의 합이다. 따라서 $x_2=ax_1+cx_3+bx_4$가 되려면 $x_1,\;x_3,\;x_4$ 세 절점에서 모두 $x_2$를 향해 들어가는 화살표가 있어야 한다.

이 조건을 만족하는 선도는 $x_1\to x_2$에 이득 a, $x_3\to x_2$에 이득 c, $x_4\to x_2$에 이득 b가 붙어 세 화살표의 화살촉이 모두 $x_2$에 모이는 그림이다.

반면 $x_1\to x_2\to x_3\to x_4$처럼 이득 a, b, c가 한 줄로 이어진 선도는 $x_3=bx_2$ 같은 식이 되고, $x_3\to x_4$처럼 $x_2$로 들어오지 않는 화살표가 섞인 선도도 주어진 식과 맞지 않는다.

R, L, C 직렬회로에서 전체 임피던스의 허수부(리액턴스)가 0이 되면 전압과 전류의 위상차가 없어져 동상이 된다.

유도성 리액턴스와 용량성 리액턴스가 같아지는 조건, 즉 $\omega L = \dfrac{1}{\omega C}$ 을 정리하면 $\omega = \dfrac{1}{\sqrt{LC}}$ 가 공진(동상) 조건이 된다.

배수 배관은 관 내에 오수가 정체되어 이물질이 쌓이거나 악취가 발생하지 않도록 옥외 하수관으로 신속하게 유출되도록 시공하는 것이 원칙이다.

따라서 배수를 가능한 천천히 흘려보내도록 한다는 설명은 배수 배관 시공의 기본 원칙과 어긋난다.

하수 가스나 벌레의 역류 방지, 관 접합부의 기밀 확보, 한랭지에서의 동결 방지를 위한 보온 등은 실제로 배수 배관 시공에서 유의해야 하는 사항이다.

파이프 래크는 배관 밀도가 낮아지는 구간에서는 폭을 줄이고, 고온 배관은 열팽창에 의한 구속을 피하기 위해 충분한 간격을 두며, 향후 증설을 대비해 계산된 폭보다 여유를 두어 설계하는 것이 일반적이다.

다만 인접한 배관 사이의 최소 간격은 배관의 지름과 보온 두께, 유지보수 공간 등을 고려해 정해지는 것으로, 배관 크기와 무관하게 하나의 고정값만으로 일률적으로 결정하지는 않는다.

복사난방의 패널 형식은 설치 위치에 따라 바닥패널, 천장패널, 벽패널로 구분된다.

유닛패널은 이러한 설치 위치에 따른 분류에 들어가지 않는 명칭이므로, 복사난방의 패널 형식으로 볼 수 없다.

사이징 툴(sizing tool)은 동관 절단 후 변형되거나 찌그러진 관 끝부분을 다시 정확한 원형 단면으로 교정하는 공구이다.

동관을 넓히는 확관기, 관 끝을 나팔모양으로 벌리는 플레어링 툴, 절단면의 거스러미를 제거하는 리머와는 용도가 구분된다.

배관의 신축을 흡수하는 신축이음쇠에는 벨로즈형, 루프형, 슬리브형, 스위블형 등이 있다.

플랜지형은 관과 관을 볼트로 결합하는 이음 방식일 뿐 신축을 흡수하는 기능은 없으므로 신축이음쇠의 종류에 해당하지 않는다.

증기코일의 동결을 막으려면 외기 댐퍼와 송풍기를 인터록시켜 송풍기가 정지하면 외기 댐퍼도 닫히게 하고, 코일 내부에 응축수가 고이지 않도록 하며, 야간 운전정지 중에도 순환펌프를 가동해 코일이 얼지 않도록 한다.

외기와 환기를 적절히 혼합해 코일에 닿는 공기 온도가 지나치게 낮아지지 않도록 해야 하므로, 외기와 실내 환기가 혼합되지 않도록 완전히 차단한다는 것은 동결 방지 대책으로 적절하지 않다.

동일 구경의 관을 일직선으로 연결할 때는 소켓, 유니온, 플랜지와 같은 이음재료를 사용한다.

플러그는 관의 끝을 막아 폐쇄하는 데 사용하는 부속으로, 두 관을 직선으로 연결하는 용도가 아니다.

강관의 용접 접합에는 관 끝을 맞대어 붙이는 맞대기용접, 슬리브를 끼워 붙이는 슬리브용접, 플랜지를 관에 용접해 붙이는 플랜지용접 등이 쓰인다.

플라스틴(플라스탄)용접은 주석과 납의 합금을 이용해 연관(납관)을 접합할 때 쓰는 방법이므로, 강관의 용접 접합법으로는 가장 적합하지 않다.

하향 공급식 급탕배관에서는 급탕관과 복귀관 모두 하향 방향, 즉 끝내림 구배를 주어 시공한다.

이는 상향 공급식에서 급탕관은 끝올림, 복귀관은 끝내림 구배를 주는 것과 대비되는 방식이다.

보온재는 기공률이 크고 기공이 작을수록, 그리고 재료의 온도가 낮을수록 열전도율이 작아지는 경향이 있다.

반면 재료의 밀도가 커지면 내부의 고체 성분이 늘어나 열이 더 잘 전달되므로 열전도율은 오히려 커지는 것이 일반적이며, 밀도가 클수록 열전도율이 작아진다는 설명은 옳지 않다.

캐비테이션은 흡입측 압력이 액체의 포화(증기)압력보다 낮아져 국부적으로 기화가 일어나는 현상이다. 흡입양정이 크거나 흡입관 저항이 크면 흡입측 압력이 크게 떨어지고, 흡입 유체의 온도가 높으면 포화압력 자체가 높아져 캐비테이션이 쉽게 발생한다.

반대로 흡입관의 압력이 양압(대기압보다 높은 정압)으로 유지되면 국부압력이 포화압력 아래로 떨어지기 어려워, 이는 캐비테이션 발생 조건에 해당하지 않는다.

간접가열식 급탕법은 저탕탱크 안에 가열코일을 설치하여 보일러수와 급탕수를 분리해 가열하는 방식으로, 스케일 발생이 적고 대규모 급탕설비에 적합하다. 따라서 대규모 설비에 부적당하다는 설명은 사실과 반대된다.

난방용 증기보일러가 있는 건물에서는 별도의 급탕 전용 보일러 없이 코일을 통해 간접 가열할 수 있어 설비비와 관리 측면에서 유리하며, 가열코일에 공급되는 증기는 높이에 관계없이 저압으로 사용할 수 있다.

온수배관은 온도 변화에 따라 관이 신축하므로 이를 흡수하기 위해 신축이음쇠를 설치한다. 벨로즈형, 슬리브형, 스위블형, 루프형 등이 대표적인 형태이다.

팽창관은 가열로 늘어난 물을 팽창탱크로 배출하는 통로이고, 완충기는 수격작용 등의 충격을 흡수하는 장치로, 배관의 길이팽창 흡수와는 목적이 다르다.

고온수 난방에서 넓은 지역에 열을 공급하는 2차측(사용측) 접속방식은 직결방식, 브리드인(bleed-in)방식, 열교환방식으로 구분되는 것이 일반적이다.

오리피스접합방식은 고온수 난방의 표준 2차측 접속방식에 포함되지 않는다.

알루미늄 분말을 사용한 은분(알루미늄) 도료는 금속광택으로 열을 잘 반사하고 확산시켜 방열기나 배관 표면 도장에 널리 쓰인다.

광명단과 산화철 도료는 주로 방청 목적이며, 합성수지 도료는 내식·내약품성 확보가 주 목적으로, 열반사·확산 성능이 우선인 도료와는 성격이 다르다.

수배관의 부식은 관 내 용존산소와의 접촉으로 촉진되므로, 밀폐 사이클로 물을 가득 채워 공기(산소)를 제거하는 것이 부식 방지에 유리하다.

반대로 개방 사이클로 하여 순환수가 공기와 충분히 접촉하도록 하면 용존산소가 계속 공급되어 부식이 오히려 촉진되므로, 이는 부식 방지 방법으로 옳지 않다. 캐비테이션 방지 배관과 방식도장은 올바른 부식 방지 방법이다.

암모니아는 동 및 동합금과 접촉하면 부식을 일으키므로, 암모니아 냉동장치에는 이음매 없는 동관을 사용할 수 없다.

대신 배관용 탄소강관, 저온배관용 강관, 배관용 스테인리스강관 등이 암모니아 냉동장치의 배관재료로 사용된다.

환수관에서 방열기보다 높은 위치로 응축수를 끌어올려야 할 때는 리프트 피팅을 사용하며, 이는 진공펌프로 환수관 내부를 부압(진공) 상태로 만들어 응축수를 위쪽으로 흡상시키는 진공환수식 증기난방에서 쓰이는 방식이다.

규산칼슘 보온판은 다른 보온재에 비해 안전사용온도가 가장 높은 무기질 보온재로, 고온 배관·설비의 보온에 널리 사용된다.

글라스 울 보온판, 우모펠트, 석면 보온판은 규산칼슘 보온판보다 안전사용온도가 낮다.

급수관의 유속을 제한하는 것은 배관 방향 전환부의 원심력에 의한 부압으로 인한 캐비테이션, 유속 증가에 따른 마찰손실·관 내면 침식, 워터해머에 의한 소음·진동을 방지하기 위해서이다.

반대로 관 지름을 작게 하여 재료비와 시공비를 절약하는 효과는 유속을 높였을 때 얻어지는 것이므로, 유속을 제한하는 이유로 볼 수 없다.