JP2008082669A - ヒートポンプ式給湯機 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】圧縮機、ガスクーラ、内部熱交換器6、第1の膨張弁、及び蒸発器を環状に接続した冷媒回路と、給湯用の水をポンプにより、ガスクーラを通過した後、貯湯タンクへ供給する水回路とを備え、内部熱交換器6は、高圧側冷媒配管11と低圧側冷媒配管12とを有し、高圧側冷媒配管11と低圧側冷媒配管12とを長手方向にハンダ13にて熱的に接合されると共に、連続するハンダ13両端部にハンダ付け後工程にて銅ロウ14を用いて銅ロウ付けを行うことを特徴とする。
【選択図】図4
Description
図1乃至図8は実施の形態1を示す図で、図1はヒートポンプ式給湯機の冷媒回路1及び水回路8を示す図、図2は内部熱交換器6の、共に直管の高圧側冷媒配管11と低圧側冷媒配管12とをハンダ付けした後の組み立て概要図、図3はハンダ付け後の内部熱交換器6を所定の形状に配管曲げ後の組み立て概要図、図4は内部熱交換器6のハンダ両端部に銅ロウ付け後の組み立て概要図、図5は内部熱交換器6のハンダ13に発生するせん断応力分布を示す図、図6は内部熱交換器6の熱疲労検討例を示す図、図7は内部熱交換器6の構造と材料力学モデルを示す図、図8は銅材の疲労強度データを示す図である。
(1.1)1)
(1.2)1)
ここで、
EA、EB:銅材の縦弾性係数118000(MPa)2)
AA、AB:各銅配管の断面積AA=21.92(mm2)、AB=13.07(mm2)
αA、αB:銅材の線膨張係数=16.6E−5(1/K)3)
TA、TB:各銅配管の温度、TA=35(℃)、TB=75(℃)(ΔT=40(℃))
GI:スズ材のせん断弾性係数(スズ材の縦弾性係数から推定)
EI=50000(MPa)2)
GI=EI/(2(1+νI)=18800(MPa)←スズのポアソン比νI=0.33と仮定。
AI:スズの断面積AI=6.25mm2(付録1の方眼紙図面から概算)
L:配管半長(1500mm)
である。
式(1.1)、(1.2)から、端部のせん断応力範囲Δτmaxは、
Δτmax=35.8(MPa)
となり、ミーゼス則に従い、引張応力に換算すると、
Δσmax=τmax×√3=62.0(MPa)
となる。この応力をEIで除してひずみに換算すると、作用ひずみは、
Δεmax=Δσmax/EI=1.24E−3
となる。
出典 1)豊田、インターフェイスメカニックス異材接合界面の力学、理工学社、1991.
2)日本機械学会、技術資料 金属材料の弾性係数
3)日本機械学会、伝熱工学資料(改定4版)
図9は実施の形態2を示す図で、内部熱交換器6の断面図である。図9に示すように、内部熱交換器6は、低圧側冷媒配管12を上部に、高圧側冷媒配管11を下部に配置している。高圧側冷媒配管11の内部は、超臨界状態の超臨界高圧冷媒15が流れる。また、低圧側冷媒配管12の内部は、低圧二相冷媒が流れる。低圧二相冷媒には、低圧液冷媒16、低圧ガス冷媒17が含まれる。
図10は実施の形態3を示す図で、内部熱交換器の平面図である。図中のA−A断面は図9に示すものを二つ並べたものであるので、図示は省略する。
図11は実施の形態4を示す図で、内部熱交換器6の斜視図である。本実施の形態の内部熱交換器6は冷媒配管を曲げ、同一形状で上下方向に積み上げた形態としたので、コンパクト化ができる。
Claims (5)
- 圧縮機、ガスクーラ、内部熱交換器、第1の膨張弁、及び蒸発器を環状に接続した冷媒回路と、
給湯用の水をポンプにより、前記ガスクーラを通過した後、貯湯タンクへ供給する水回路とを備え、
前記内部熱交換器は、高圧側冷媒配管と低圧側冷媒配管とを有し、前記高圧側冷媒配管と前記低圧側冷媒配管とを長手方向にハンダ付けすることで熱的に接合されると共に、連続する前記ハンダ付け両端部にハンダ付け後工程にて銅ロウ付けを行うことを特徴とするヒートポンプ式給湯機。 - 前記内部熱交換器は、前記低圧側冷媒配管を上部、前記高圧側冷媒配管を下部に配置したことを特徴とする請求項1記載のヒートポンプ式給湯機。
- 前記内部熱交換器は、冷媒配管を曲げ、平面渦巻き状の形態であることを特徴とする請求項2記載のヒートポンプ式給湯機。
- 前記内部熱交換器は、冷媒配管を曲げ、同一形状で上下方向に積み上げた形態であることを特徴とする請求項2記載のヒートポンプ式給湯機。
- CO2を冷媒とすることを特徴とする請求項1乃至4のいずれかに記載のヒートポンプ式給湯機。
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