JP6574763B2 - 熱交換器コア - Google Patents

Description

本発明は、コルゲートフィン型熱交換器であって、そのフィンに形成されたルーバの向きを一方向のみに切り起こし形成したものに関する。

コルゲートフィン型熱交換器は、偏平チューブとコルゲートフィンとを交互に多数並列し、チューブ内に第１流体を流通し、チューブの外面側及びコルゲートフィンに第２流体を流通させるものである。
第２流体は、主として空気等の気体である。
このようなコルゲートフィン型熱交換器において、現在実用されているフィンは、中間に転向ルーバを配置し、その両側に傾斜の向きを、互いに逆向きにしたルーバを切り起こしたものである。
次に、ルーバの向きを一方向のみに限定したコルゲートフィン型熱交換器が下記特許文献１として提案されている。
この熱交換器は、空気流の流入方向に対して、鋭角の角度の一方向ルーバがそのコア幅の全長に渡って切り起こし形成されたものである。この発明によれば、コア幅全長に渡って一方向に切り起こしたフィンでは、そのコアの上端部及び下端部の空気流が淀むことが指摘されている。
そこで、この発明は、コアの上下に配置されたタンクと、フィンの端部との間に空隙部を形成するスペーサ部材を配置する。すると、その空隙部の存在によってフィン内の空気流の淀みがなくなり、通気抵抗を大幅に低減させることができると記載している。

特開２００６−２６６５７４号公報

しかしながら、本発明者の流体解析や実験等の検討によれば、一方向に切り起こされたコルゲートフィンからなるコアにおいては、そのコア高さ、コア幅及び切り起こし角度を調整して初めて、従来型フィンからなるコアよりも熱交換性能が向上することが明らかになった。
本発明は係る知見に基づいて開発されたものである。

請求項１に記載の本発明は、流体が流通するフィンの幅方向に並列して、全てのルーバが同一方向に傾斜して切り起こし加工された多数のコルゲートフィン（以下、一方向フィン）と、多数の偏平チューブとが交互に並列した熱交換器コアにおいて、
そのコアの両端には、前記偏平チューブの両端が貫通された一対のタンクが配置されており、
一対のタンク間の離間距離（一対のタンク間の空間部距離）である、コアの高さＨ（ｍｍ）と、流体の主たる流れ方向のルーバ切り起こし幅Ｗ（ｍｍ）と、ルーバ切り起こし角度θとが、
ルーバ切り起こし幅Ｗが６ｍｍ〜４６ｍｍ、
ルーバ切り起こし角度θが２０度〜３５度の範囲で、
下記不等式（１）を満たすように設定されたことを特徴とする熱交換器コアである。
Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨ （１）
Ｑｕｐ＝Ｑｕｐ（Ｗ，θ）＝α（Ｗ）＋β（Ｗ，θ）＋１ （２）
α（Ｗ）＝η／（Ｗ−η） （３）
β（Ｗ，θ）＝ξ／（Ｗ・ｔａｎ^２２θ−ξ） （４）
ΔＨ＝ΔＨ（Ｗ，θ）＝ｊ・Ｗ（ｓｉｎθ＋ｋ・ｓｉｎ^２θ） （５）
η＝０．３５５３（ｍｍ）
ξ＝０．５４４７（ｍｍ）
ｊ＝０．１４１９
ｋ＝４．２７８９

本発明は、コアの高さＨ（ｍｍ）と、流体の主たる流れ方向のルーバ切り起こし幅Ｗ（ｍｍ）およびルーバ切り起こし角度θとが、請求項１の不等式（１）を満たすものであり、
コアの高さＨが、Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨであるため、従来型フィンに比べて熱交換性能が高いものとなる。
具体的には、図６のＷ−Ｈ曲線で、各ルーバの切り起こし角度θにおいて、プロットされた各点を結ぶ曲線を超える範囲のコアＨの高さを有する。なお、ここにルーバ切り起こし幅Ｗは、図３において、一方向ルーバが切り起こされた範囲をいう。
効果が得られる理由を以下に記す。
一方向フィンは、従来の転向ルーバフィンに対してデメリットおよびメリットがあり、
デメリットは、通風低下領域（伝熱低下領域）の増加ΔＨであり、メリットは通風部における伝熱の向上（比）Ｑｕｐである。
ここで、メリットがデメリットを上回るための条件は、
Ｑｕｐ×（Ｈ−ΔＨ）／Ｈ＞１ であり、
この不等式を変形すると、
Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨ となる。

図１は本発明のフィンによる空気流と、従来型熱交換器のフィンによる空気流を比較する説明図である。
図２（Ａ）は本発明の空気流の流通状態を示す説明図、（Ｂ）は従来型熱交換器の空気流の流通状態を示す説明図である。
図３（Ａ）は本発明の熱交換器コアのルーバの切り起こし説明図、（Ｂ）は従来型熱交換器コアのルーバの切り起こし説明図である。
図４は横軸にルーバ切り起こし幅Ｗをとり、本発明のコアと従来型コアにおける主たる伝熱領域（通風部）の熱伝達率の比を縦軸にとった実験データである。
図５は横軸にルーバ切り起こし幅Ｗをとり、従来型コアに対する本発明のコアの伝熱低下領域（通風低下領域）の増分ΔＨを縦軸に表したグラフである。
図６は横軸にルーバ切り起こし幅Ｗをとり、従来型コアに対して、本発明のコアの効果のあるコア高さの下限を縦軸に表したグラフである。
図７は横軸にルーバ切り起こし幅Ｗをとり、本発明の熱交換器コアと従来型熱交換器コアとの熱交換量の比率を縦軸にとったグラフである。

次に、図面に基づいて本発明の実施の形態につき説明する。
図１〜図３は、本発明の熱交換器コアと、現在実用化されている従来型熱交換器コアとの比較を夫々表す。
図１はその熱交換器コアの縦断面説明図である。また、図２は（Ａ）に本発明のルーバによる空気の流通路を示し、（Ｂ）に従来型コアの空気の流通路を示す。そして図３（Ａ）（Ｂ）は、夫々の各ルーバの切り起こし状態を示す説明図である。
本発明の熱交換器コアは、偏平チューブとコルゲートフィンとを交互に並列してコアを形成する。そして、この例では上下に一対のタンク３を配置し、そのタンク３に偏平チューブの両端が貫通する。図１において、コア高さＨは、上下一対のタンク３間の離間距離（一対のタンク３間の空間部高さ）である。そのコアのルーバ切り起こし幅Ｗは、図３のコア幅よりもフィンの平坦部長さ分、短い。
この例においては、図２（Ａ），図３（Ａ）に示す如く、コルゲートフィンに一方向フィンのみが傾斜してルーバ切り起こし幅Ｗの範囲に等間隔に切り起こされている。またルーバ切り起こし幅Ｗの両側には、平坦部６ｄが存在し、その平坦部６ｄには半ルーバ６ｃが形成されている。この半ルーバ６ｃの幅は、それ以外のルーバ６の幅の半分である。
そして図２（Ａ）の如く、一方向フィン７に空気流１が流入すると、その一方向フィンの各ルーバ６に案内されて、その一方向の流路４が上流側から下流側に斜めの帯状に形成される。
これに対して、従来型フィン８は、図２（Ｂ），図３（Ｂ）に示す如く、フィンの幅方向中央に転向ルーバ６ｂを有し、その両側にルーバの向きを変えたルーバ６ａが並列されたものである。その転向ルーバ６ｂの両側には半ルーバが切り起こされている。
そして、従来型フィン８に空気流１が流入すると、図２（Ｂ）の如く、従来型フィンの流路５が山形に形成される。
このように本発明の対象である一方向フィン７と、従来型フィン８はその流路が、それぞれ一方向フィンの流路４及び従来型フィンの流路５の如く全く異なる。
それは、本発明の一方向フィン７と従来型フィン８との、構造状の違いに基づく。そして、次の差異が生じる。
先ず、一方向フィン７では従来型フィン８に比べてより多くのルーバ６の切り起こしが可能となる。これは、従来型フィン８の転向ルーバ６ｂに代えて、一方向ルーバを切り起こすことができるからである。その点で本発明のコアは、熱伝達率が向上する。
次に、転向ルーバ６ｂによって空気流１を完全に転向させることは困難であり、従来型フィン８では転向部下流直後に滞留域が生じていたが、本発明においてはそれが無くなる。この点でも熱伝達率が向上する。
図１において、左側から流入する空気流１は、一方向フィン７では、その実効コア高さＨ_１の範囲で熱交換器コア２内を斜めに流通する。
これに対し、従来型フィン８の場合は、従来型の実効コア高さＨ_２の範囲で熱交換器コア２内で山形の点線の如く流通する。図１から明らかなように、本発明の一方向フィンの実効コア高さＨ_１よりも、従来型の実効コア高さＨ_２の方が高い。そのため同図において、本発明では、一方向フィンとすることで、通風低下領域の増加ΔＨが生じる。そして、このΔＨの領域において熱伝達率は低下する。
そこで、先ず、本発明者は図１における一方向フィンの実効コア高さＨ_１における熱伝達率を、従来型フィン８に対する比として実験的に求めた。図４がその実験データであり、横軸にルーバ切り起こし幅Ｗをとり、縦軸に熱伝達率の比率をとる。そして、ルーバ角度、２０度，３０度，４０度において夫々実験を試みた。
図４から明らかなように、何れの角度でも実効コア高さＨ_１の範囲においては、従来型ルーバの熱伝達率よりも高い熱伝達率の比率を示す。
また、図７はルーバ切り起こし幅Ｗとコア全体の熱交換量の比率を示したものである。
これらのデータを回帰分析すると、
Ｑｕｐ＝Ｑｕｐ（Ｗ，θ）＝α（Ｗ）＋β（Ｗ，θ）＋１を得る。
ここに、α（Ｗ）＝η／（Ｗ−η）であり、η＝０．３５５３（ｍｍ）である。そして、β（Ｗ，θ）＝ξ／（Ｗ・ｔａｎ^２２θ−ξ）であり、ξ＝０．５４４７（ｍｍ）である。
α（Ｗ）はルーバ枚数増加の効果を、β（Ｗ，θ）は転向部下流滞留域消滅の効果を表している。
また、Ｑｕｐ＝（通風部における一方向フィン１山あたりの熱交換量）／（通風部における従来型フィン１山あたりの熱交換量）である。
次に、本発明者は図１に示す如く、一方向フィンとすることにより、従来型の実効高さＨ_２に対してロスする領域ΔＨを実験的に確認した。それが、図５である。図５において、横軸はコアのルーバ切り起こし幅Ｗであり、縦軸は一方向ルーバとしたことによる伝熱低下領域の増分ΔＨであり、夫々単位はｍｍである。
そして、数値計算による流線を元に、各ルーバ角度θにおいて回帰分析をし、回帰式（５）
ΔＨ＝ΔＨ（Ｗ，θ）＝ｊ・Ｗ・（ｓｉｎθ＋ｋ・ｓｉｎ^２θ）
（ｊ＝０．１４１９， ｋ＝４．２７８９）
を得た。
ここで、一方向ルーバのメリットとデメリットとを従来型フィンと比較考慮すると、その効果の表れる範囲は、Ｑｕｐ×（Ｈ−ΔＨ）／Ｈ＞１である。
そして、この式を変形すると、Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨとなる。
図６に、この不等式から求めた、一方向ルーバの効果があるコア高さの下限（曲線ａ３〜ｃ３）を示した。
一例として、ルーバ角度２０度の場合は、ルーバ切り起こし幅Ｗに対するその下限の値はａ３の曲線上にある。
この下限値以上のコア高さであれば、従来型のコアよりも高い熱交換性能を得ることができる。
ルーバ角度３０度および４０度の場合についても同様である。
従って、一方向ルーバの熱交換器コアは、そのＨとＷとθとを式（１）Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨ を満たすように設定すればよい。
なお、本発明は、ルーバ切り起こし幅Ｗが６〜４６ｍｍ，ルーバ切り起こし角度θが２０度〜３５度，ルーバピッチが０．５〜１．５ｍｍ，フィンピッチが２〜５ｍｍであって、流体を空気流とし、そのコア前面流速を２〜８ｍ／ｓとした検討から得られたものである。
そして、より好ましい適用条件は、ルーバ切り起こし幅Ｗが６〜２６ｍｍ，ルーバ切り起こし角度θが２０度〜３０度，ルーバピッチが０．５〜１．０ｍｍ，フィンピッチが２〜３ｍｍであって、流体は空気流であり、そのコア前面流速は４〜８ｍ／ｓである。

１ 空気流
１ａ 空気流
２ 熱交換器コア
３ タンク
４ 一方向フィンの流路
５ 従来型フィンの流路
６ ルーバ
６ａ ルーバ
６ｂ 転向ルーバ
６ｃ 半ルーバ
６ｄ 平坦部
７ 一方向フィン
８ 従来型フィン
Ｈ コア高さ
Ｗ ルーバ切り起こし幅
θ ルーバ切り起こし角度

Claims (1)

1. 流体が流通するフィンの幅方向に並列して、全てのルーバが同一方向に傾斜して切り起こし加工された多数のコルゲートフィンと、多数の偏平チューブとが交互に並列した熱交換器コアにおいて、
   そのコアの両端には、前記偏平チューブの両端が貫通された一対のタンクが配置されており、
   一対のタンク間の離間距離（一対のタンク間の空間部距離）である、コアの高さＨ（ｍｍ）と、流体の主たる流れ方向のルーバ切り起こし幅Ｗ（ｍｍ）と、ルーバ切り起こし角度θとが、
   ルーバ切り起こし幅Ｗが６ｍｍ〜４６ｍｍ、
   ルーバ切り起こし角度θが２０度〜３５度の範囲で、
   下記不等式（１）を満たすように設定されたことを特徴とする熱交換器コア。
   Ｈ＞Ｑｕｐ／（Ｑｕｐ−１）×ΔＨ （１）
   Ｑｕｐ＝Ｑｕｐ（Ｗ，θ）＝α（Ｗ）＋β（Ｗ，θ）＋１ （２）
   α（Ｗ）＝η／（Ｗ−η） （３）
   β（Ｗ，θ）＝ξ／（Ｗ・ｔａｎ^２２θ−ξ） （４）
   ΔＨ＝ΔＨ（Ｗ，θ）＝ｊ・Ｗ（ｓｉｎθ＋ｋ・ｓｉｎ^２θ） （５）
   η＝０．３５５３（ｍｍ）
   ξ＝０．５４４７（ｍｍ）
   ｊ＝０．１４１９
   ｋ＝４．２７８９

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