KR20190126187A - 유체들 사이의 열전달 - Google Patents

Abstract

열교환기들은, 비-작동유체에 노출되는 전방 외측 표면 및 후방 외측 표면; 제1 방향의 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 제2 방향의 다수의 평행한 제2 유동 경로를 포함하는, 전방 및 후방 외측 표면들 사이의 내측 작동유체 유동 채널을 포함하는 열교환 플레이트들을 포함할 수 있다.

Description

유체들 사이의 열전달{TRANSFERRING HEAT BETWEEN FLUIDS}

본 발명은 유체들 사이에서 열을 전달하는 것에 관한 것으로서, 특히 열교환 플레이트들(plate)을 사용하여 유체들 사이에서 열을 전달하는 것에 관한 것이다.

전세계를 걸친 에너지 소비 및 요구가 기하급수적인 비율로 증가해 왔다. 이 요구는 특히 아시아 및 라틴 아메리카의 개발 도상국들에서 계속 상승할 것으로 예상된다. 동시에, 전형적인 에너지원(energy source), 즉 화석 연료가 가속적인 비율로 고갈되고 있으며 또한 화석 연료를 개척(exploit)하는 비용이 계속 상승하고 있다. 환경 및 규제 사항도 그 문제를 악화시키고 있다.

태양(solar)-관련된 재생(renewable) 에너지가, 에너지에 대한 증가하는 요구에 대한 해결책의 일부를 제공할 수 있는, 하나의 대안적인 에너지원이다. 태양-관련 재생 에너지는 화석 연료, 우라늄, 또는 심지어 열적(thermal) "그린(green)" 에너지와는 달리 그 사용과 관련된 기후상의 위험이 없거나 또는 거의 없기 때문에 매력적이다.

해양 열 에너지 변환(Ocean Thermal Energy Conversion)("OTEC")은 해양의 열대 지역에 열로서 저장된 태양 에너지를 사용하여 재생 에너지를 생산하는 방식이다. 세계적으로 열대 해양 및 바다는 독특한 재생 에너지 자원을 제공한다. 많은 열대 구역[대략적으로 북위(north latitide) 20°와 남위(south latitide) 20°사이]에 있어서, 바닷물 표면의 온도는 거의 일정하게 유지된다. 대략적으로 100ft 의 깊이까지, 바닷물의 평균 표면 온도는 계절에 따라 75℉ 내지 85℉ 또는 그 이상으로 변화한다. 동일한 지역에서, 깊은 해양수(ocean water)(2500ft 내지 4200ft 또는 그 이상)는 상당히 일정한 40℉ 로 유지된다. 따라서, 열대 해양 구조물은 표면에 큰 온수(warm water) 저장조(reservoir)를 그리고 심해(depth)에 큰 냉수(cold water) 저장조를 제공하며, 온수 저장조와 냉수 저장조 사이에 35℉ 내지 45℉ 의 온도 차이를 갖도록 한다. 이 온도 차이(△T)는 낮과 밤 내내 작은 계절적 변화로 상당히 일정하게 유지된다.

OTEC 프로세스는 열기관(heat engine)을 구동시켜 전기 에너지를 생산하기 위해 표면 및 깊은 열대 바닷물 사이의 온도 차이를 이용한다. OTEC 전력 생성은 생산된 에너지에 대해 제로까지의 낮은 탄소 발자국(carbon footprint)을 갖는 가능한 재생 에너지원으로서 1970년대에 확인되었다. 그러나, OTEC 발전소(power plant)는 더욱 전형적인 고압, 고온 전력 생성 플랜트에 비해 낮은 열역학적 효율을 갖는다. 예를 들어, 80℉ 내지 85℉ 의 평균 해양 표면 온도 및 40℉ 의 일정한 심층수(deep water) 온도를 사용하여, OTEC 발전소의 이상적인 최대 카르노(Carnot) 효율은 7.5 내지 8% 일 것이다. 실질적인 작동에 있어서, OTEC 전력 시스템의 총(gross) 전력 효율은 카르노 한계치의 약 절반, 또는 대략적으로 3.5 내지 4.0% 로 추정되고 있다. 추가적으로, 1970년대 및 1980년대의 앞선 조사자들에 의해 수행되었으며 그리고 "해양으로부터의 재생 에너지, OTEC 로의 안내"[윌리엄 애버리(William Avery) 및 시에 우(Chih Wu), 옥스포드 대학 출판부, 1994(여기에 참조인용된)]에 게재된 분석은, 물 및 작동유체(working fluid) 펌프를 작동시키고 또한 플랜트의 다른 보조 요구사항(need)에 전력을 공급하기 위해 40℉ 의 △T 로 작동하는 OTEC 발전소에 의해 발생된 총 전력의 1/4 내지 1/2(또는 그 이상)이 요구되는 것을 나타내고 있다. 이에 기초하여, 해양 표면 물에 저장된 열 에너지를 순(net) 전기 에너지로 변환하는 OTEC 발전소의 낮은 전체 순 효율은, 상용으로 실행 가능한 에너지 생산 선택사항(option)이 아니다.

전체적인 열역학적 효율의 추가적인 감소로 나타나는 추가적인 인자는, 정밀한 주파수 조절을 위해 터빈 상에 필요한 제어를 제공하는 것과 관련된 손실이다. 이것은 따뜻한 바닷물로부터 추출될 수 있는 작업을 제한하는 터빈 사이클의 압력 손실을 도입한다. 따라서, 결과적인 순 플랜트 효율은 1.5% 내지 2.0% 일 것이다.

높은 온도 및 압력에서 작동하는 열기관의 전형적인 효율에 비해 이러한 낮은 OTEC 순 효율은, OTEC 전력이 너무 비싸서 전력 생산의 더욱 전형적인 방법으로 완성할 수 없다는 에너지 계획자들에 의해 널리 유지되는 가설(assumption)로 이어져 왔다.

실제로, 기생(parasitic) 전력 요구는 온수와 냉수 사이의 상대적으로 작은 온도 차이 때문에 OTEC 발전소에 특히 중요하다. 따뜻한 바닷물과 작동유체 사이, 그리고 차가운 바닷물과 작동유체 사이의 최대 열전달을 달성하기 위해, 높은 유체 속도와 함께 큰 열교환 표면적이 요구된다. 이들 인자들 중 임의의 하나를 증가시키는 것은 OTEC 플랜트 상에서의 기생 부하를 증가시킬 수 있으며, 그에 따라 순 효율을 감소시킨다. 바닷물과 작동유체 사이의 제한된 온도 차이(differential)에서 에너지 전달을 최대화하는 효과적인 열전달 시스템은, OTEC 발전소의 상용 가능성을 증가시킬 것이다.

외견상으로 고유의 큰 기생 부하를 갖는 상대적으로 낮은 효율에 부가하여, OTEC 플랜트의 작동 환경은, 또한 그러한 작동의 상용 가능성을 감소시키는 설계 및 작동 과제들을 제공한다. 이미 언급한 바와 같이, OTEC 열기관을 위해 요구되는 온수는 해양의 표면에서, 100ft 이하의 깊이에서 발견된다. OTEC 열기관을 냉각하기 위한 냉수의 일정한 소스(source)는 2700ft 내지 4200ft 이상의 깊이에서 발견된다. 그러한 깊이는 전형적으로 인구 밀집 지역 또는 심지어 광활한 땅덩어리에 매우 근접해서는 발견되지 않는다. 연안(offshore) 발전소가 요구된다.

플랜트가 부유되어 있거나 또는 수중 구조물에 고정되거나, 2000ft 이상의 긴 냉수 흡입 파이프가 요구된다. 더욱이, 상용으로 가능한 OTEC 작동에 요구되는 큰 용적의 물 때문에, 냉수 흡입 파이프는 큰 직경(전형적으로 6 내지 35 피트 이상)을 요구한다. 연안 구조물로부터 큰 직경의 파이프를 매다는 것은, 앞서 언급된 상용 가능성을 넘는 OTEC 비용을 갖는, 안정성, 연결 및, 건설 과제를 제공한다.

추가적으로, 다이나믹한 해양 환경에 매달리는 상당한 길이 대 직경 비율을 갖는 파이프는, 파이프의 길이를 따라 온도 차이 및 변화하는 해류(ocean current)에 종속될 수 있다. 파이프를 따르는 굽힘 및 와류 방출(vortex shedding)로부터의 응력들 또한 과제를 제공한다. 또한, 파도 작용과 같은 표면 영향은 파이프와 부유 플랫폼(floating platform) 사이의 연결에 추가적인 과제를 제공한다. 바람직한 성능, 연결, 및 건설 고려사항(consideration)을 갖는 냉수 파이프 흡입 시스템은 OTEC 발전소의 상용 가능성을 증가시킬 것이다.

OTEC 플랜트와 관련된 환경적 관심도 OTEC 작동에 장애물이 되고 있다. 전형적인 OTEC 시스템은 해양 심해로부터 큰 용적의 영양이 풍부한 냉수를 빨아들이며 그리고 이 물을 표면으로 또는 표면 근처로 방출한다. 이런 방출은, 긍정적인 또는 부정적인 방식으로, OTEC 플랜트 근처의 해양 환경에, OTEC 방출로부터 하강 흐름(down current)일 수도 있는 어류 자원(fish stock) 및 산호초계(reef system)에 충격을 가하도록, 영향을 끼칠 수 있다.

일부 양태(aspect)에서, 전력 생산 플랜트는 전력원(power source)으로서 해양 열 에너지 변환 프로세스를 사용한다.

다른 양태들은, 감소된 기생 부하, 더 큰 안정성, 더 낮은 건설 및 작동 비용, 및 개선된 환경 발자국을 갖는, 개선된 전체 효율을 갖는 연안 OTEC 발전소에 관한 것이다. 다른 양태들은, 부유 구조물과 일체형인, 큰 용적의 물 도관(water conduit)을 포함한다. 복수-스테이지(multi-stage) OTEC 열기관의 모듈성(modularity) 및 격실(compartment)은 건설 및 유지보수 비용을 감소시키며, 동에너지 독립형(off-grid) 작동을 제한하며, 또한 작동 성능을 개선시킨다. 또 다른 양태들은 구조적으로 일체화된 열교환 격실을 갖는 부유 플랫폼을 제공하며 또한 파도 작용으로 인한 플랫폼의 적은 움직임을 제공한다. 또한, 일체화된 부유 구조물은 복수-스테이지 열교환기를 통해 온수 또는 냉수의 효과적인 유동을 제공할 수 있어서, 효율을 증가시키며 그리고 기생 전력 요구를 감소시킨다. 연관된 시스템은 온수 및 냉수를 적절한 깊이/온도 범위로 방출함으로써 환경적으로 중립인 열 발자국을 촉진시킬 수 있다. 전기의 형태로 추출된 에너지는 해양에 대한 벌크 온도(bulk temperature)를 감소시킨다.

다른 양태들은 높은 효율, 복수-스테이지 열교환 시스템을 갖는 적은 기복(low heave)의 부유식 OTEC 발전소에 관한 것이며, 여기에서 온수 및 냉수 공급 도관 및 열교환기 캐비넷(cabinet)이 발전소의 구조물 또는 부유식 플랫폼과 구조적으로 일체화된다.

일부 양태에서, 열교환 플레이트는 비-작동유체에 노출되는 전방 외측 표면 및 후방 외측 표면; 및 제1 방향의 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 제2 방향의 다수의 평행한 제2 유동 경로를 포함하는 전방 외측 표면 및 후방 외측 표면들 사이의 내측 작동유체 유동 채널을 포함한다. 이들 시스템의 실시예는 하기 특징들 중 하나 이상을 포함할 수 있다.

일부 실시예에서, 제1 방향은 제2 방향과 반대이며 그리고 제2 방향과 평행하다.

일부 실시예에서, 제1 및 제2 유동 경로의 제1 및 제2 방향은 비-작동유체의 유동 방향과 직교한다.

일부 실시예에서, 플레이트는, 작동유체가 낮은 증기 품질을 가질 때 상대적으로 높은 작동유체 질량 유속(mass flux)의 제1 영역 및 작동유체가 높은 증기 품질을 가질 때 상대적으로 낮은 작동유체 질량 유속의 제2 영역을 더 포함한다.

일부 실시예에서, 내측 유동 채널은 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 다수의 평행한 제2 유동 경로와 유체 접촉하는 변화하는 공간(varying space)의 영역을 갖는다. 일부 경우에서, 플레이트는 다수의 제1 및 제2 유동 경로 내에 하나 이상의 구조적 벽을 포함하며, 상기 하나 이상의 벽은 대략 유동 경로와 평행하며 또한 변화하는 공간의 영역에서 종결된다. 일부 경우에서, 하나 이상의 벽은 말단측 단부에 방향성 베인(vane)을 포함하며 또한 유동 방향으로 배향된다. 일부 경우에서, 하나 이상의 구조적 벽은 구조적 벽의 기부측(promixal) 단부에 방향성 베인을 포함한다.

일부 실시예에서, 다수의 제1 및 제2 유동 경로의 유동 경로는 155mm 내지 60mm 의 횡단면적을 갖는 공극(void)을 포함한다.

일부 실시예에서, 열교환 플레이트는 복합 취입성형된(blow molded) 플레이트이다.

일부 실시예에서, 열교환 플레이트는 알루미늄이다.

일부 실시예에서, 플레이트를 통한 작동유체 압력 강하는 약 0.2 psi/ft 이다.

일부 실시예에서, 비-작동유체 열전달계수는 900 내지 1400 Btu/ft²Rhr 범위에 속한다.

일부 실시예에서, 제1 방향의 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 제2 방향의 다수의 평행한 제2 유동 경로의 패턴은, 열교환 플레이트의 길이를 통해 반복된다. 일부 경우에서, 다수의 제1 및 제2 유동 경로에서 유동 경로의 개수는 패턴이 열교환 플레이트의 길이를 통해 반복될 때 증가한다. 일부 경우에서, 다수의 제1 유동 경로에서 유동 경로의 개수는 제1 방향 당 4개의 유동 경로로부터 제1 방향 당 6개의 유동 경로로 증가한다. 일부 경우에서, 다수의 제1 유동 경로에서 유동 경로의 개수는 제1 방향 당 2개의 유동 경로로부터 제1 방향 당 4개의 유동 경로로 증가한다.

일부 실시예에서, 비-작동유체는 바닷물이다.

일부 실시예에서, 작동유체는 암모니아이다.

일부 실시예에서, 플레이트는 OTEC 열교환 플레이트이다.

또 다른 양태는 부유식 해양 열 에너지 변환 발전소를 포함한다. 스파(spar)와 같은 적은 기복의 구조물, 또는 수정된 반-잠수식(semi-submersible) 연안 구조물은, 구조적으로 일체형인 따뜻한 바닷물 통로, 복수-스테이지 열교환 표면, 및 작동유체 통로를 갖는 제1 데크(deck) 부분을 포함하며, 상기 제1 데크 부분은 작동유체의 증발을 제공한다. 또한, 구조적으로 일체형인 차가운 바닷물 통로, 복수-스테이지 열교환 표면, 및 작동유체 통로를 갖는 제2 데크 부분 또한 제공되며, 상기 제2 데크 부분은 작동유체를 증기로부터 액체로 응축(condense)하기 위한 응축 시스템을 제공한다. 제1 및 제2 데크 작동유체 통로는, 전력 생성을 위한 하나 이상의 증기 터빈 구동식 발전기를 포함하는 제3 데크 부분과 연결된다.

일 양태에서, 잠수된 부분을 포함하는 연안 전력 생성 구조물이 제공된다. 잠수된 부분은 일체형 복수-스테이지 증발기(evaporator) 시스템을 포함하는 제1 데크 부분, 일체형 복수-스테이지 응축 시스템을 포함하는 제2 데크 부분, 전력 생성 및 변압(transformation) 설비를 수용하는 제3 데크 부분, 냉수 파이프, 및 냉수 파이프 연결부재를 더 포함한다.

다른 양태에서, 제1 데크 부분은 높은 용적의 온수 도관을 형성하는 제1 스테이지 구조적 온수 통로를 더 포함한다. 또한, 제1 데크 부분은 작동유체를 증기로 데우기(warm) 위해 제1 스테이지 구조적 온수 통로와 협력하도록 배치된 제1 스테이지 작동유체 통로를 포함한다. 또한, 제1 데크 부분은 제2 스테이지 구조적 온수 통로와 직접적으로 결합된 제1 스테이지 온수 방출부(discharge)를 포함한다. 제2 스테이지 구조적 온수 통로는 높은 용적의 온수 도관을 형성하며 또한 제1 스테이지 온수 방출부와 결합된 제2 스테이지 온수 흡입부(intake)를 포함한다. 제2 스테이지 온수 흡입부에 대한 제1 스테이지 온수 방출부의 배치는 제1 스테이지와 제2 스테이지 사이의 온수 유동에 낮은 압력 손실을 제공한다. 또한, 제1 데크 부분은 작동유체를 증기로 데우기 위해 제2 스테이지 구조적 온수 통로와 협력하도록 배치된 제2 스테이지 작동유체 통로를 포함한다. 또한, 제1 데크 부분은 제2 스테이지 온수 방출부를 포함한다.

다른 양태에서, 잠수된 부분은 높은 용적의 냉수 도관을 형성하는 제1 스테이지 구조적 냉수 통로를 포함하는 제2 데크 부분을 더 포함한다. 제1 스테이지 냉수 통로는 제1 스테이지 냉수 흡입부를 더 포함한다. 또한, 제2 데크 부분은, 제1 데크 부분의 제1 스테이지 작동유체 통로와 연결되는, 제1 스테이지 작동유체 통로를 포함한다. 제1 스테이지 구조적 냉수 통로와 협력하는 제2 데크 부분의 제1 스테이지 작동유체 통로는, 작동유체를 액체로 냉각시킨다. 또한, 제2 데크 부분은 높은 용적의 냉수 도관을 형성하는 제2 스테이지 구조적 냉수 통로에 직접적으로 결합된 제1 스테이지 냉수 방출부를 포함한다. 제2 스테이지 구조적 냉수 통로는 제2 스테이지 냉수 흡입부를 포함한다. 제1 스테이지 냉수 방출부 및 제2 스테이지 냉수 흡입부는 제1 스테이지 냉수 방출부로부터 제2 스테이지 냉수 흡입부로의 냉수 유동에 낮은 압력 손실을 제공하도록 배치된다. 또한, 제2 데크 부분은, 제1 데크 부분의 제2 스테이지 작동유체 통로와 연결되는, 제2 스테이지 작동유체 통로를 포함한다. 제2 스테이지 구조적 냉수 통로와 협력하는 제2 스테이지 작동유체 통로는 제2 스테이지 작동유체 통로 내의 작동유체를 액체로 냉각시킨다. 또한, 제2 데크 부분은 제2 스테이지 냉수 방출부를 포함한다.

다른 양태에서, 제3 데크 부분은 제1 및 제2 증기 터빈을 포함할 수 있으며, 제1 데크 부분의 제1 스테이지 작동유체 통로는 제1 터빈과 연결되며, 또한 제1 데크 부분의 제2 스테이지 작동유체 통로는 제2 터빈과 연결된다. 제1 및 제2 터빈은 하나 이상의 발전기에 결합될 수 있다.

또 다른 양태에서, 잠수된 부분을 포함하는 연안 전력 생성 구조물이 제공되며, 상기 잠수된 부분은 4 스테이지 증발기 부분, 4 스테이지 응축기 부분, 4 스테이지 전력 생성 부분, 냉수 파이프 연결부재, 및 냉수 파이프를 더 포함한다.

일 양태에서, 4 스테이지 증발기 부분은 제1 스테이지 열교환 표면, 제2 스테이지 열교환 표면, 제3 스테이지 열교환 표면, 및 제4 스테이지 열교환 표면을 포함하는 온수 도관을 포함한다. 온수 도관은 잠수된 부분의 수직 구조 부재를 포함한다. 제1, 제2, 제3, 및 제4 열교환 표면은 작동유체 도관의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 부분과 협력하며, 여기에서 작동유체 도관을 통해 흐르는 작동유체는 각각의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 부분에서 증기로 가열된다.

일 양태에서, 4 스테이지 응축기 부분은 제1 스테이지 열교환 표면, 제2 스테이지 열교환 표면, 제3 스테이지 열교환 표면, 및 제4 스테이지 열교환 표면을 포함하는 냉수 도관을 포함한다. 냉수 도관은 잠수된 부분의 수직 구조 부재를 포함한다. 제1, 제2, 제3, 및 제4 열교환 표면은 작동유체 도관의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 부분과 협력하며, 여기에서 작동유체 도관을 통해 흐르는 작동유체는 각각의 연속적인 스테이지에서 점진적으로 더 높은 온도를 갖는 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 부분에서 액체로 냉각된다.

또 다른 양태에서, 증발기 부분의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 작동유체 도관은 제1, 제2, 제3, 및 제4 증기 터빈과 연결되며, 여기에서 증발기 부분의 제1 스테이지 작동유체 도관은 제1 증기 터빈과 연결되며 그리고 응축기 부분의 제4 스테이지 작동유체 도관으로 배출된다.

또 다른 양태에서, 증발기 부분의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 작동유체 도관은 제1, 제2, 제3, 및 제4 증기 터빈과 연결되며, 여기에서 증발기 부분의 제2 스테이지 작동유체 도관은 제2 증기 터빈과 연결되며 그리고 응축기 부분의 제3 스테이지 작동유체 도관으로 배출된다.

또 다른 양태에서, 증발기 부분의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 작동유체 도관은 제1, 제2, 제3, 및 제4 증기 터빈과 연결되며, 여기에서 증발기 부분의 제3 스테이지 작동유체 도관은 제3 증기 터빈과 연결되며 그리고 응축기 부분의 제2 스테이지 작동유체 도관으로 배출된다.

또 다른 양태에서, 증발기 부분의 제1, 제2, 제3, 및 제4 스테이지 작동유체 도관은 제1, 제2, 제3, 및 제4 증기 터빈과 연결되며, 여기에서 증발기 부분의 제4 스테이지 작동유체 도관은 제4 증기 터빈과 연결되며 그리고 응축기 부분의 제1 스테이지 작동유체 도관으로 배출된다.

또 다른 양태에서, 제1 발전기는 제1 터빈, 제4 터빈, 또는 제1 및 제4 터빈의 조합에 의해 구동된다.

또 다른 양태에서, 제2 발전기는 제2 터빈, 제3 터빈, 또는 제2 및 제3 터빈의 조합에 의해 구동된다.

추가적인 양태는, 하기의 특징들: 즉, 제1 및 제4 터빈, 또는 제2 및 제3 터빈은 9 MW 내지 60MW 의 전력을 생산하며; 제1 및 제2 터빈은 대략적으로 55 MW 의 전력을 생산하고; 제1 및 제2 터빈은 해양 열 에너지 변환(OTEC) 발전소에서 다수의 터빈-발전기 세트들 중 하나를 형성하며; 제1 스테이지 온수 흡입부는 제2 스테이지 냉수 방출부로부터의 간섭에서 자유롭고; 제1 스테이지 냉수 흡입부는 제2 스테이지 온수 방출부로부터의 간섭에서 자유로우며; 제1 또는 제2 스테이지 작동유체 통로 내의 작동유체는 상용 냉매(refrigerant)를 포함하는 것, 중 하나 이상을 통합할 수 있다. 작동유체는 암모니아, 프로필렌, 부탄, R-134, 또는 R-22 와 같은 적절한 열역학적 특성을 갖는 임의의 유체를 포함하며; 제1 및 제2 스테이지 작동유체 통로의 작동유체는 12℉ 내지 24℉ 의 온도에서 증가하고; 제1 작동유체는 제1 스테이지 작동유체 통로를 통해 흐르고, 제2 작동유체는 제2 스테이지 작동유체 통로를 통해 흐르며, 여기에서 제2 작동유체는 제1 작동유체가 제1 증기 터빈에 들어가는 것 보다 더 낮은 온도로 제2 증기 터빈에 들어가며; 제1 및 제2 스테이지 작동유체 통로의 작동유체는 12℉ 내지 24℉ 의 온도에서 감소되며; 제1 작동유체는 제1 스테이지 작동유체 통로를 통해 흐르고 또한 제2 작동유체는 제2 스테이지 작동유체 통로를 통해 흐르며, 여기에서 제2 작동유체는 제1 작동유체가 제2 데크 부분에 들어가는 것 보다 더 낮은 온도로 제2 데크 부분에 들어간다.

또한, 추가적인 양태는 하기의 특징들: 즉, 제1 또는 제2 스테이지 구조적 온수 통로 내로 흐르는 온수는, 따뜻한 바닷물, 지열로(geo-thermally) 가열된 물, 태양으로 가열된 저장조 물, 가열된 산업용 냉각수 또는 그 조합을 포함하며; 온수는 500,000 내지 6,000,000 gpm 사이로 흐르고; 온수는 5,440,000 gpm 으로 흐르며; 온수는 300,000,000 lb/hr 내지 1,000,000,000 lb/hr 사이로 흐르며; 온수는 2,720,000 lb/hr 로 흐르며; 제1 또는 제2 스테이지 구조적 냉수 통로 내로 흐르는 냉수는 차가운 바닷물, 차가운 신선한 물, 차가운 지하수(subterranean water) 또는 그 조합을 포함하며; 냉수는 250,000 내지 3,000,000 gpm 사이로 흐르며; 냉수는 3,420,000 gpm 으로 흐르며; 냉수는 125,000,000 lb/hr 내지 1,750,000,000 lb/hr 로 흐르며; 냉수는 1,710,000 lb/hr 로 흐른는 것, 중 하나 이상을 통합할 수 있다.

또한, 양태들은 하기의 특징들: 즉, 연안 구조물은 적은 기복의 구조물이며; 연안 구조물은 부유된 스파 구조물이며; 연안 구조물은 반-잠수식 구조물이라는 것, 중 하나 이상을 통합할 수 있다.

또 다른 양태는, 작동유체와의 열교환을 위한 제1 물 유동 통로를 더 포함하는 제1 스테이지 캐비넷; 및 제1 작동유체 통로; 및 제1 스테이지 캐비넷에 결합되고, 작동유체와의 열교환을 위해 제2 물 유동 통로를 더 포함하며, 그리고 제1 물 유동 통로로부터 제2 물 유동 통로로 흐르는 물의 압력 강하를 제한하는 방식으로 제1 물 유동 통로에 결합되는, 제2 스테이지 캐비넷; 및 제2 작동유체 통로를 포함하는, 해양 열 에너지 변환 발전소에 사용하기 위한 높은-용적, 낮은-속도 열교환 시스템을 포함할 수 있다. 제1 및 제2 스테이지 캐비넷은 발전소의 구조적 부재들을 포함한다.

일 양태에서, 물은 제1 스테이지 캐비넷으로부터 제2 스테이지 캐비넷으로 흐르며, 또한, 제2 스테이지 캐비넷은 제1 스테이지 캐비넷 증발기의 아래에 있다. 다른 양태에서, 물은 제1 스테이지 캐비넷으로부터 제2 스테이지 캐비넷으로 흐르며 그리고 제2 스테이지 캐비넷은 응축기에서 제1 스테이지 캐비넷 위에 그리고 증발기에서 제1 스테이지 캐비넷 아래에 있다.

또 다른 양태에서, 냉수 파이프는 해양 심해로부터 OTEC 의 냉수 흡입부로 냉수를 제공한다. 냉수 흡입부는 OTEC 플랜트의 잠수된 부분의 제2 데크 부분에 있을 수 있다. 냉수 파이프는 세그먼트형(segmented) 구성일 수 있다. 냉수 파이프는 연속적인 파이프일 수 있다. 냉수 파이프는 외측 표면, 상부 단부, 및 바닥 단부를 갖는 세장(elongated) 관형(tubular) 구조물을 포함할 수 있다. 관형 구조물은 다수의 제1 및 제2 스테이브(stave) 세그먼트를 더 포함할 수 있으며, 여기에서 각각의 스테이브 세그먼트는 상부 부분 및 바닥 부분을 가지며, 그리고 제2 스테이브 세그먼트의 상부 부분은 제1 스테이브 세그먼트의 상부 부분으로부터 오프셋된다. 냉수 파이프는 외측 표면 주위로 적어도 부분적으로 나선형으로 감기게 되는 스트레이크(strake) 또는 리본(ribbon)을 포함할 수 있다. 제1 및 제2 스테이브 및/또는 스트레이크는, 폴리비닐 염화물(PVC), 염소처리된(chlorinated) 폴리비닐 염화물(CPVC), 섬유강화 플라스틱(FRP), 보강된 폴리머 모르타르(RPMP), 폴리프로필렌(PP), 폴리에틸렌(PE), 교차-결합된 고밀도 폴리에틸렌(PEX), 폴리부틸렌(PB), 아크릴로니트릴 부타디엔 스티렌(ABS); 폴리에스테르, 파이버 보강된 폴리에스테르, 비닐 에스테르, 보강된 비닐 에스테르, 콘크리트, 세라믹, 또는 이들의 하나 이상의 복합재료를 포함할 수 있다.

다른 양태는 OTEC 플랜트의 잠수된 부분과 냉수 파이프 사이의 동적 연결부재를 포함한다. 동적 연결부재는 이것이 OTEC 플랫폼으로부터 매달려 있는 동안 냉수 파이프의 동적 힘 및 중량을 지지할 수 있다. 동적 파이프 연결부재는 OTEC 플랫폼과 냉수 파이프 사이의 상대 운동을 허용할 수 있다. 상대 운동은 수직으로부터 0.5°내지 30°일 수 있다. 일 양태에서, 상대 운동은 수직으로부터 0.5°내지 5°일 수 있다. 동적 파이프 연결부재는 구형(spherical) 또는 아치형(arcuate) 베어링 표면을 포함할 수 있다.

일부 실시예에서, 정적(static) 연결부재가 OTEC 플랜트의 잠수된 부분과 냉수 파이프 사이에 제공된다. 이들 시스템에서, 냉수 파이프의 상부는 원추형일 수 있으며 또한 스파 내부로부터 하강되는 윈치(winch) 및 라인을 사용하여 원추형 리셉터클(receptacle) 내부로 후퇴된다. 오래된 물 파이프는, 라인들이 스파의 하부 데크로부터 중간-본체 데크로 승강(lifting) 설비 내에서의 사용을 위해 분리될 수 있도록, 로킹 메카니즘을 사용하여 유지될 수 있다.

일 양태에서, 잠수된 수직 파이프 연결부재는 수직 파이프 수용 베이(bay)를 갖는 부유 구조물을 포함하며, 여기에서 수용 베이는, 제1 직경, 파이프 수용 베이의 제1 직경 보다 더 작은 제2 직경을 갖는 파이프 수용 베이 내로 삽입하기 위한 수직 파이프, 베어링 표면, 및, 베어링 표면과 접촉할 때 제1 또는 제2 직경과는 상이한 직경을 한정하는, 상기 베어링 표면과 함께 작동할 수 있는 하나 이상의 멈춤쇠(detent)를 구비한다.

다른 양태의 더 상세한 내용은 발명의 명칭이 "스테이브형 해양 열 에너지 변환 발전소-냉수 파이프 연결부재"인 미국 특허출원번호 제13/209,893호, 및 본 출원과 동시에 출원되었으며 그리고 그 전체가 여기에 참조로 통합되는 발명의 명칭이 "해양 열 에너지 변환 발전소"인 미국 특허출원 제13/209,865호에 서술되어 있다.

양태들은 하기의 장점들: 즉, OTEC 전력 생산은 에너지 생산을 위한 연료 비용이 없거나 거의 없을 것을 요구하며; OTEC 열기관에 수반되는 저압 및 저온은 부품 비용을 감소시키며 그리고 고압 및 고온 전력 생성 플랜트에 사용되는 고-비용의 외국산 재료에 비해 통상적인 재료를 요구하고; 플랜트 신뢰성이 특별한 유지보수 없이 수년간 계속적으로 작동하는 상용 냉장 시스템에 필적할 수 있으며; 고압, 고온 플랜트에 비해 감소된 건설 시간; 및 안전한, 환경적으로 온순한 작동 및 전력 생산, 중 하나 이상을 구비할 수 있을 것이다. 추가적인 장점은 전형적인 OTEC 시스템에 비해 증가된 순 효율, 낮은 희생(sacrificial) 전기 부하; 작동유체 유동 통로뿐만 아니라 온수 및 냉수 통로에서의 감소된 압력 손실; 모듈형 부품; 덜 빈번한 에너지 독립형 생산 시간; 파도 작용에 대한 적은 기복 그리고 감소된 민감성; 표면 레벨 아래로에서의 냉각수의 방출, 냉수 방출로부터의 간섭으로부터 자유로운 온수의 흡입을 포함할 수 있다.

하나 이상의 실시예의 상세한 내용이 첨부의 도면 및 하기의 설명에 설명된다. 다른 특징, 목적, 및 장점이 설명 및 도면, 그리고 청구범위로부터 명백할 것이다.

도 1은 예시적인 종래-기술의 OTEC 열기관을 도시하고 있다.
도 2는 예시적인 종래-기술의 OTEC 발전소를 도시하고 있다.
도 3은 OTEC 구조물을 도시하고 있다.
도 4는 열교환기 데크의 데크 평면을 도시하고 있다.
도 5는 캐비넷 열교환기를 도시하고 있다.
도 6a는 종래의 열교환 사이클을 도시하고 있다.
도 6b는 캐스케이드형(cascading) 복수-스테이지 열교환 사이클을 도시하고 있다.
도 6c는 하이브리드 캐스케이드형 복수-스테이지 열교환 사이클을 도시하고 있다.
배출구는 증발기 압력 강하 및 연관되는 전력 생산을 도시하고 있다.
도 7a 및 7b는 예시적인 OTEC 열기관을 도시하고 있다.
도 8은 종래의 쉘(shell) 및 튜브 열교환기를 도시하고 있다.
도 9는 종래의 플레이트 열교환기를 도시하고 있다.
도 10은 캐비넷 열교환기를 도시하고 있다.
도 11은 열교환 플레이트 배열의 사시도를 도시하고 있다.
도 12는 열교환 플레이트 배열의 사시도를 도시하고 있다.
도 13은 열교환 플레이트 구성의 측면도를 도시하고 있다.
도 14는 종래의 고온 증기 사이클의 P-h 다이아그램을 도시하고 있다.
도 15는 열 사이클의 P-h 다이아그램을 도시하고 있다.
도 16은 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다.
도 17은 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다.
도 18은 열교환 플레이트의 일부를 도시하고 있다.
도 19a 및 19b는 한 쌍의 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다.
도 20a 및 20b는 한 쌍의 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다.
도 21a 내지 도 21d는 OTEC 플랜트를 위한 열 교환 플레이트의 예시적인 배치를 도시하고 있다.
도 22a 및 도 22b는 각각 열교환 카세트(cassette)의 개략적인 평면도 및 열교환 플레이트의 작동유체 채널의 횡단면도이다.
도 23a 및 도 23b는 각각 열교환 카세트의 개략적인 평면도 및 열교환 플레이트의 작동유체 채널의 횡단면도이다.
도 24a 및 도 24b는 각각 열교환 카세트의 개략적인 평면도 및 열교환 플레이트의 작동유체 채널의 횡단면도이다.
도 25a 및 도 25b는 각각 열교환 카세트의 개략적인 평면도 및 열교환 플레이트의 작동유체 채널의 횡단면도이다.
도 26a 및 도 26b는 각각 열교환 카세트의 개략적인 평면도 및 열교환 플레이트의 작동유체 채널의 횡단면도이다.
도 27a 및 도 27b는 전체-크기(full-size) 열교환 카세트 및 크기가 축소된 열교환 카세트를 비교하고 있다.
도 28 내지 도 32는 열교환 카세트의 실시예의 개략적인 평면도들이다.
도 33 내지 도 35는 작동유체 채널의 횡단면도를 도시하고 있다.

본 개시는 해양 열 에너지 변환(OTEC) 기술을 사용하는 전력 생성에 관한 것이다. 양태들은 종래의 OTEC 발전소에 대해 감소된 기생 부하, 더 큰 안정성, 및 더 낮은 건설 및 작동 비용을 갖는, 개선된 전체 효율을 구비하는 부유식 OTEC 발전소에 관한 것이다. 다른 양태들은 부유 구조물과 일체형인 큰 용적의 물 도관을 포함한다. 복수-스테이지 열기관의 모듈성 및 구획화(compartmentation)는 건설 및 유지보수 비용을 감소시키고, 에너지 독립형 작동을 제한하며, 그리고 작동 성능을 개선시킨다. 또 다른 양태는 일체화된 열 교환 격실을 갖는 부유식 플랫폼을 제공하며 또한 파도 작용으로 인한 플랫폼의 적은 움직임을 제공한다. 또한, 일체화된 부유식 플랫폼은 복수-스테이지 열교환기를 통해 온수 또는 냉수의 효과적인 유동을 제공할 수 있어서, 효율을 증가시키며 또한 기생 전력 요구를 감소시킨다. 특히, 높은 효율의 열교환 플레이트는 증가된 전체 효율을 제공할 수 있으며, 따라서 기생 전력 요구를 추가로 감소시킨다. 양태들은 온수 및 냉수를 적절한 깊이/온도 범위로 방출함으로써 중립의(neutral) 열 발자국을 촉진시킨다. 전기의 형태로 추출된 에너지는 해양에 대해 벌크 온도를 감소시킨다.

OTEC 는 전기를 발생시키기 위해 지구의 해양에 저장된 태양으로부터 열 에너지를 사용하는 프로세스이다. OTEC 는 해양의 더 따뜻한 상부층과 더 차가운 깊은 해양수 사이의 온도 차이를 이용한다. 전형적으로, 이 차이는 적어도 36℉(20℃)이다. 이들 조건은 열대 구역에 존재하며, 대략적으로 남회귀선(Tropic of Capricorn)과 북회귀선(Tropic of Cancer) 사이, 심지어 북위 및 남위 20°에 존재한다. OTEC 프로세스는 열원(heat source)으로서 작용하는 표면 온수와 히트 싱크(heat sink)로서 작용하는 심층 냉수로 랭킨(Rankine) 사이클을 작동시키기 위해 온도 차이를 사용한다. 랭킨 사이클 터빈은 전력을 생산하는 발전기를 구동시킨다.

도 1은 따뜻한 바닷물 유입구(12), 증발기(14), 따뜻한 바닷물 배출구(15), 터빈(16), 차가운 바닷물 유입구(18), 응축기(20), 차가운 바닷물 배출구(21), 작동유체 도관(22), 및 작동유체 펌프(24)를 포함하는 전형적인 OTEC 랭킨 사이클 열기관(10)을 도시하고 있다.

작동에 있어서, 열기관(10)은 많은 작동유체들 중 임의의 하나, 예를 들어 암모니아와 같은 상용 냉매를 사용할 수 있다. 다른 작동유체는 프로필렌, 부탄, R-22, 및 R-134a 를 포함할 수 있다. 다른 상용 냉매도 사용될 수 있다. 대략적으로 75℉ 내지 85℉, 또는 그 이상의 따뜻한 바닷물이 따뜻한 바닷물 유입구(12)를 통해 해양 표면으로부터 또는 해양 표면 바로 아래로부터 빨아들여지며 그리고 다시 증발기(14)를 통과한 암모니아 작동유체를 데운다. 암모니아는 대략적으로 9.3 atm 의 증기 압력까지 비등(boil)한다. 증기는 작동유체 도관(22)을 따라 터빈(16)으로 이송된다. 암모니아 증기는 터빈(16)을 통과할 때 팽창하여, 발전기(25)를 구동시키기 위한 동력을 생산한다. 그 후, 암모니아 증기는, 대략적으로 3000ft 의 깊은 해양 심해로부터 빨아들여진 차가운 바닷물에 의해 액체로 냉각되는, 응축기(20)로 들어간다. 차가운 바닷물은 대략적으로 40℉ 의 온도로 응축기에 들어간다. 응축기(20)의 온도, 대략적으로 51℉ 에서 암모니아 작동유체의 증기 압력은 6.1 atm 이다. 따라서, 상당한 압력 차이가 터빈(16)을 구동시키고 또한 전력을 생산하는데 이용가능하다. 암모니아 작동유체가 응축될 때, 액체 작동유체는 작동유체 펌프(24)에 의해 작동유체 도관(22)을 통해 다시 증발기(14) 내로 펌핑된다.

도 1의 열기관(10)은, OTEC 가, 상이한 작동유체와 그리고 낮은 온도 및 압력을 사용함에 의해, 상이하다는 점을 제외하고는, 본질적으로 대부분의 증기 터빈의 랭킨 사이클과 동일하다. 또한, 도 1의 열기관은 열원(예를 들어, 따뜻한 해양수) 및 차가운 히트 싱크(예를 들어, 깊은 해양수)가 전력을 생산하는데 사용될 수 있도록 OTEC 사이클이 반대 방향으로 작동된다는 점을 제외하고는, 상용 냉장 플랜트(refrigeration plant)와 유사하다.

도 2는 부유식 OTEC 발전소(200)의 구성요소들을 도시하고 있으며, 구성요소들은 선박(vessel) 또는 플랫폼(210), 따뜻한 바닷물 유입구(212), 온수 펌프(213), 증발기(214), 따뜻한 바닷물 배출구(215), 터빈-발전기(216), 냉수 파이프(217), 냉수 유입구(218), 냉수 펌프(219), 응축기(220), 냉수 배출구(221), 작동유체 도관(222), 작동유체 펌프(224), 및 파이프 연결부재(230)를 포함한다. 또한, OTEC 플랜트(200)는, 다양한 보조 및 지원 시스템[예를 들어, 개인 숙박시설(accommodation), 비상 전력, 음료수(potable water), 대소변(black water) 및 생활하수(grey water), 소방(fire fighting), 피해 제어(damage control), 예비 부력(reserve buoyancy), 및 다른 통상적인 선상(shipboard) 및 해상(marine) 시스템]뿐만 아니라, 전기 생성, 변압 및 송전 시스템, 그리고 추진(propulsion), 스러스터(thruster), 또는 정박(mooring) 시스템과 같은, 위치 제어 시스템을 포함할 수 있다.

도 1 및 2 의 기본적인 열기관 및 시스템을 사용하는 OTEC 발전소의 실시는 3% 또는 이 보다 낮은 상대적으로 낮은 전체 효율을 갖는다. 이 낮은 열 효율 때문에, OTEC 작동은 발생된 전력의 킬로와트 당 전력 시스템을 통과하는 많은 양의 물의 유동을 요구한다. 이것은 다시 큰 열교환 표면적을 갖는 큰 열교환기를 요구한다.

이런 큰 용적의 물 및 큰 표면적은 온수 펌프(213) 및 냉수 펌프(219)에서 상당한 펌핑 용량을 요구하여, 연안-기반 설비 또는 선상의 산업상 목적에 기여하기 위해 이용가능한 순 전력을 감소시킨다. 더욱이, 대부분의 표면 선박의 제한된 공간은 증발기 또는 응축기로 향하게되며 그리고 그들을 통해 흐르는 물의 큰 용적을 쉽게 가능하게 하지 옷한다. 실제로, 물의 큰 용적은 큰 직경의 파이프 및 도관을 요구한다. 이런 구조물을 제한된 공간에 놓는 것은, 다른 기계류를 수용하기 위해 복수의 굴곡(multiple bends)를 요구한다. 그리고, 전형적인 표면 선박 또는 구조물의 제한된 공간은 OTEC 플랜트의 최대 효율을 위해 요구되는 큰 열교환 표면적을 쉽게 가능하게 하지 못한다. 따라서, OTEC 시스템 및 선박 또는 플랫폼은 전형적으로 크고 또한 비용이 많이 소요되었다. 이것은 더 고온 및 고압을 사용하는 다른 에너지 생산 선택사항과 비교하였을 때, OTEC 작동이 고비용, 저수율(low yield) 에너지 생산 선택사항이라는 산업상 결론으로 이어졌다.

여기에 서술된 시스템 및 접근방법은 OTEC 작동의 효율을 개선시키고 또한 건설 및 작동의 비용을 감소시키기 위해, 기술적인 과제에 접근한다.

선박 또는 플랫폼(210)은, 냉수 파이프(217)와 선박 또는 플랫폼(210) 사이에 동적 힘을 제한하고 또한 플랫폼 또는 선박의 OTEC 설비에 온화한 작동 환경을 제공하기 위해, 적은 움직임을 요구한다. 또한, 선박 또는 플랫폼(210)은 OTEC 프로세스 효율을 보장하기에 적절한 레벨로 충분한 냉수 및 온수를 가져오는, 냉수 및 온수 유입구(218 및 212) 용적 유동을 지원해야 한다. 또한, 선박 또는 플랫폼(210)은 해양 표면층 내로의 열 재순환을 피하기 위해, 냉수 및 온수 배출구(221 및 215)를 통해 선박 또는 플랫폼(210)의 흘수선(waterline)의 훨씬 아래로의 냉수 및 온수 방출이 가능해야 한다. 추가적으로, 선박 또는 플랫폼(210)은 전력 생성 작동에 지장을 주지 않고 험한 날씨에 견뎌야 한다.

여기에 서술된 OTEC 열기관(10)은 최대 효율 및 전력 분배를 위해 높은 효율의 열 사이클을 사용한다. 비등 및 응축 과정에서의 열전달은 열교환기 재료 및 디자인뿐만 아니라, 따뜻한 바닷물의 파운드(pound) 당 추출될 수 있는 에너지의 양을 제한한다. 증발기(214) 및 응축기(220)에 사용된 열교환기는 기생 부하를 제한하기 위해 낮은 수두 손실(head loss)을 갖는 높은 용적의 온수 및 냉수 유동을 사용한다. 또한, 열교환기는 효율을 강화시키기 위해 높은 열전달계수를 제공한다. 열교환기는 효율을 강화시키기 위해 온수 및 냉수 유입구 온도에 맞춰진 재료 및 디자인을 통합시킨다. 열교환기 디자인은 비용 및 용적을 감소시키기 위해 적은 양의 재료를 사용하는 간단한 건설 방법을 사용할 수 있다.

터보 발전기(216)는 낮은 내부 손실로 효율이 매우 높으며 또한 효율을 향상시키기 위해 작동유체에 맞춰질 수도 있다.

도 3은 이전의 OTEC 발전소의 효율을 향상시키며 그리고 그것과 관련된 많은 기술적 과제를 극복하는 OTEC 시스템의 실시를 도시하고 있다. 이 실시는, 열교환기 및 스파와 일체형인 연관된 온수 및 냉수 배관(piping)을 갖는, 선박 또는 플랫폼을 위한 스파를 포함한다.

OTEC 스파(310)는 OTEC 전력 생성 플랜트에 사용하기 위한 일체형 복수-스테이지 열교환 시스템을 수용한다. 스파(310)는 흘수선(305) 아래에 잠수된 부분(311)을 포함한다. 잠수된 부분(311)은 온수 흡입 부분(340), 증발기 부분(344), 온수 방출 부분(346), 응축기 부분(348), 냉수 흡입 부분(350), 냉수 파이프(351), 냉수 방출 부분(352), 기계류 데크 부분(354), 및 데크 하우스(360)를 포함한다.

작동에 있어서, 75℉ 내지 85℉의 따뜻한 바닷물이 온수 흡입 부분(340)을 통해 빨아들여지며, 구조적으로 일체형인 온수 도관(도시되지 않음)을 통해 스파 아래로 흐른다. OTEC 열기관의 높은 용적의 물 유동 요구사항으로 인해, 온수 도관은 500,000 gpm 내지 6,000,000 gpm 사이의 유동을 증발기 부분(344)으로 지향시킨다. 온수 도관은 6ft 내지 35ft, 또는 그 이상의 직경을 갖는다. 이 크기로 인해, 온수 도관은 스파(310)의 수직 구조 부재이다. 온수 도관은 스파(310)를 수직으로 지지하기에 충분한 강도의 큰 직경의 파이프일 수 있다. 대안적으로, 온수 도관은 스파(310)의 구성과 일체형인 통로일 수 있다.

그 후, 온수는, 작동유체를 증기로 데우기 위한 하나 이상의 적층된(stacked) 복수-스테이지 열교환기를 수용하는, 증발기 부분(344)을 통해 흐른다. 그 후, 따뜻한 바닷물은 온수 방출부(346)를 통해 스파(310)로부터 방출된다. 온수 방출부는 온수 방출 파이프를 통해 환경 영향을 제한하기 위해 온수 방출 온도와 대략적으로 동일한 온도인 해양 열층(thermal layer)의 또는 이에 가까운 깊이에 위치하거나 배향될 수 있다. 온수 방출은, 온수 흡입부 또는 냉수 흡입부와의 열적 재순환을 회피하기에 충분한 깊이로 배향될 수 있다.

차가운 바닷물은 냉수 파이프(351)를 통해 대략적으로 40℉의 온도로 2500 내지 4200ft, 또는 그 이상의 깊이로부터 빨아들여진다. 차가운 바닷물은 냉수 흡입 부분(350)을 통해 스파(310)에 들어간다. OTEC 열기관의 높은 용적 물유동 요구로 인해, 차가운 바닷물 도관은 500,000 gpm 내지 3,500,000 gpm 사이의 유동을 증발기 부분(348)으로 지향시킨다. 이런 차가운 바닷물 도관은 6ft 내지 35ft, 또는 그 이상의 직경을 갖는다. 이 크기로 인해, 차가운 바닷물 도관은 스파(310)의 수직한 구조적 부재이다. 냉수 도관은 스파(310)를 수직으로 지지하기에 충분한 강도의 큰 직경 파이프일 수 있다. 대안적으로, 냉수 도관은 스파(310)의 구성과 일체형인 통로일 수 있다.

그 후, 차가운 바닷물은 적층된 복수-스테이지 응축기 부분(348)으로 상향하여 흐르며, 거기에서 차가운 바닷물이 작동유체를 액체로 냉각시킨다. 그 후, 차가운 바닷물은 스파(310)로부터 차가운 바닷물 방출부(352)를 통해 방출된다. 냉수 방출부는, 차가운 바닷물 방출부를 통해 차가운 바닷물 방출 온도와 대략적으로 동일한 온도인 해양 열층의 또는 이에 가까운 깊이에 위치하게 되거나 지향될 수 있다. 냉수 방출은, 온수 흡입부 또는 냉수 흡입부와의 열적 재순환을 피하기에 충분한 깊이로 배향될 수 있다.

기계류 데크 부분(354)은 증발기 부분(344)과 응축기 부분(348) 사이에서 수직으로 위치될 수 있다. 기계류 데크 부분(354)을 증발기 부분(344) 아래로 위치시키는 것은, 흡입부로부터 복수-스테이지 증발기를 통해 그리고 방출부로 거의 직선형 온수 유동을 허용한다. 기계류 데크 부분(354)을 응측기 부분(348) 위로 위치시키는 것은, 흡입부로부터 복수-스테이지 응축기를 통해 그리고 방출부로 거의 직선형 냉수 유동을 허용한다. 기계류 데크 부분(354)은 터보 발전기(356)를 포함한다. 작동에 있어서, 증기로 가열된 따뜻한 작동유체는 증발기 부분(344)으로부터 하나 이상의 터보 발전기(356)로 흐른다. 작동유체는 터보 발전기(356)에서 팽창하며, 그에 따라 전력을 생산하기 위해 터빈을 구동시킨다. 그 후, 작동유체는, 액체로 냉각되고 증발기 부분(344)으로 펌핑되는, 응축기 부분(348)으로 흐른다.

도 4는 다수의 복수-스테이지 열교환기(420)가 OTEC 스파(410)의 주변에 대해 배치된 OTEC 시스템의 실시를 도시하고 있다. 열교환기(420)는 OTEC 열기관에 사용된 증발기 또는 응축기일 수 있다. 열교환기들의 주변 배열 형태는 OTEC 스파 플랫폼(도 3에 도시된 바와 같은)의 증발기 부분(344) 또는 응축기 부분(348)에 사용될 수 있다. 주변 배열은 임의의 개수의 열교환기(예를 들어, 1개의 열교환기, 2개 내지 8개의 열교환기, 8-16개의 열교환기, 16-32개의 열교환기, 또는 32개 또는 그 이상의 열교환기)를 지지할 수 있다. 하나 이상의 열교환기가 OTEC 스파(410)의 단일의 데크 또는 복수의 데크(예를 들어, 2개, 3개, 4개, 5개, 또는 6개 또는 그 이상의 데크)상에서 주변에 배열될 수 있다. 하나 이상의 열교환기는 2개의 열교환기가 수직으로 서로의 위에 정렬되지 않도록 2개 또는 그 이상의 데크들 사이에서 주변으로 치우치게 될 수 있다. 하나 이상의 열교환기는 하나의 데크의 열교환기가 다른 인접한 데크 상의 열교환기와 수직으로 정렬되도록 주변에 배치될 수 있다.

개별적인 열교환기(420)는 복수-스테이지 열교환 시스템(예를 들어, 2, 3, 4, 5, 6 또는 그 이상의 열교환 시스템)을 포함할 수 있다. 일부 실시예에서, 개별적인 열교환기(420)는, 열교환기를 통한, 따뜻한 바닷물 유동, 차가운 바닷물 유동, 및 작동유체에서 낮은 압력 손실을 제공하도록 구성되는, 캐비넷 열교환기이다.

도 5에서, 캐비넷 열교환기(520)의 실시예는 복수의 열교환 스테이지(521, 522, 523, 및 524)를 포함한다. 일부 실시예에서, 적층된 열교환기는 캐비넷을 통해 제1 증발기 스테이지(521)로부터 제2 증발기 스테이지(522)로, 제3 증발기 스테이지(523)로, 제4 증발기 스테이지(524)로 아래로 흐르는 따뜻한 바닷물을 수용한다. 적층된 열교환 캐비넷의 다른 실시예에서, 차가운 바닷물은 캐비넷을 통해 제1 응축기 스테이지(531)로부터 제2 응축기 스테이지(532)러, 제3 응축기 스테이지(533)러, 제4 응축기 스테이지(534)로 위로 흐른다. 작동유체는 작동유체 공급 도관(538) 및 작동유체 방출 도관(539)을 통해 흐른다. 실시예에서, 작동유체 도관(538, 539)은 따뜻한 바닷물 또는 차가운 바닷물의 수직 유동에 비해 각각의 열교환기 스테이지에 수평으로 들어가고 또한 나온다. 캐비넷 열교환기(520)의 수직 복수-스테이지 열교환기 디자인은, 일체화된 선박(예를 들어, 스파) 및 열교환기 디자인을 가능하게 하고, 열교환기 스테이지들 사이의 상호연결 배관에 대한 요구를 제거하며, 그리고 사실 상 모든 열교환기 시스템 압력 강하가 열전달 표면 위에서 발생하는 것을 보장한다.

열전달 표면 효율은 여기에 서술되는 바와 같이 표면 형상, 처리, 및 이격거리(spacing)를 이용하여 개선될 수 있다. 알루미늄의 합금과 같은 재료 선택은 전형적인 티타늄 기반 디자인 보다 더욱 우수한 경제적 성능을 제공한다. 열전달 표면은 100 시리즈, 3000 시리즈, 또는 5000 시리즈 알루미늄 합금을 포함할 수 있다. 열전달 표면은 티타늄 및 티타늄 합금을 포함할 수 있다.

복수-스테이지 열교환기 캐비넷은, OTEC 열기관의 상대적으로 낮은 이용가능한 온도 편차 내에서 바닷물로부터 작동유체로의 높은 에너지 전달을 가능하게 하는 것으로 밝혀졌다. 임의의 OTEC 발전소의 열역학적 효율은 작동유체의 온도가 바닷물의 온도에 얼마나 가깝게 접근하는지의 함수이다. 열전달의 물리학(physics)은 에너지를 전달하는데 요구되는 면적이, 작동유체의 온도가 바닷물의 온도에 접근함에 따라, 증가하는 것을 나타내고 있다. 바닷물의 속도를 증가시키는 것은, 표면적의 증가를 상쇄시키기 위해 열전달계수를 증가시킬 수 있다. 그러나, 바닷물의 속도를 증가시키는 것은 펌핑에 요구되는 전력을 상당히 증가시킬 수 있으며, 그에 따라 OTEC 플랜트 상의 기생 전기 부하를 증가시킨다.

도 6a는 작동유체가 따뜻한 표면 바닷물을 사용하여 열교환기에서 비등되는 OTEC 사이클을 도시하고 있다. 이 종래의 랭킨 사이클에서의 유체 특성은 떠나가는 작동유체를, 떠나가는 따뜻한 바닷물 온도 아래의 대략 3℉ 로 제한하는 비등 과정에 의해 억제된다. 유사한 형태로, 사이클의 응축 측은 떠나가는 차가운 바닷물 온도 보다 2℉ 이상 높지 않도록 제한된다. 작동유체에 대한 전체 이용가능한 온도 강하는 대략적으로 12℉(68℉ 내지 56℉ 사이)이다.

캐스케이드형 복수-스테이지 OTEC 사이클은 작동유체 온도가 바닷물의 온도에 더욱 가깝게 어울리게 하는 것으로 밝혀졌다. 온도 편차의 이러 증가는 OTEC 열기관과 연관되는 터빈에 의해 실행될 수 있는 작업의 양을 증가시킨다.

도 6b는, 이용가능한 작동유체 온도 강하를 확장시키기 위해 비등 및 응축의 복수 단계들을 사용하는, 캐스케이드형 복수-스테이지 OTEC 사이클을 도시하고 있다. 각각의 단계는 독립적인 열교환기, 또는 도 5의 캐비넷 열교환기(520) 내의 전용 열교환기 스테이지를 요구한다. 도 6b의 캐스케이드형 복수-스테이지 OTEC 사이클은, 터빈의 출력과, 바닷물 물 작동유체에 대해 예상되는 펌핑 부하를 어울리게 하는 것을 허용한다. 이러한 매우 효과적인 디자인은 전용의 그리고 맞춤의(customized) 터빈을 요구할 것이다.

도 6c는, 도 6b의 진정한 캐스케이드 배열의 열역학적 효율 또는 최적화를 유지하면서, 동일한 설비(예를 들어, 터빈, 발전기, 펌프)의 사용을 가능하게 하는, 여전히 효과적인 하이브리드 캐스케이드형 OTEC 사이클을 도시하고 있다. 도 6c의 하이브리드 개스캐이드 사이클에서, 작동유체에 대한 이용가능한 온도 편차는 약 18℉ 내지 약 22℉ 범위이다. 이 협소한 범위는, 열기관의 터빈들이 동일한 성능 사양(specification)을 갖게 하는 것을 허용하며, 그에 따라 구성 및 작동 비용을 낮춘다.

시스템 성능 및 전력 출력은, OTEC 발전소에서 하이브리드 캐스케이드 사이클을 사용하여 상당히 증가된다. [표 A]는 도 6a의 종래 사이클의 성능과 도 6c의 하이브리드 캐스케이드형 사이클의 성능을 비교하고 있다.

[표 A]

4 스테이지 하이브리드 캐스케이드 열교환 사이클을 사용하는 것은, 유체들 사이에서 전달될 필요가 있는 에너지의 양을 감소시킨다. 이것은 다시, 요구되는 열교환 표면의 양을 감소시키도록 역할을 한다.

열교환기의 성능은 열교환기의 표면에서의 열전달계수뿐만 아니라 유체들 사이의 이용가능한 온도 편차에 의해 영향을 받는다. 열전달계수는 일반적으로 열전달 표면들과 교차하는 유체의 속도와 함께 변한다. 더 높은 유체 속도는 더 높은 펌핑 전력을 요구하며, 그에 따라 플랜트의 순 효율을 감소시킨다. 하이브리드 캐스케이드형 복수-스테이지 열교환 시스템은 더 낮은 유체 속도 및 더 큰 플랜트 효율을 가능하게 한다. 또한, 적층된 하이브리드 캐스케이드 열교환 디자인은 열교환기를 통해 더 낮은 압력 강하를 가능하게 한다. 또한, 수직 플랜트 디자인은 전체 시스템에 걸쳐 더 낮은 압력 강하를 가능하게 한다.

도 6d는 전력망으로 100 MW 를 송전하기 위한 전체 OTEC 플랜트 발전에서의 열교환기 압력 강하의 영향을 도시하고 있다. 열교환기를 통해 압력 강하를 제한하는 것은, OTEC 발전소의 성능을 상당히 향상시킨다. 압력 강하는 일체화된 선박 또는 플랫폼 열교환기 시스템을 제공함으로써 감소되며, 여기에서 바닷물 도관은 선박의 구조적 부재를 형성하며 또한 바닷물이 하나의 열교환기 스테이지로부터 직렬의 다른 열교환기 스테이지로 흐르는 것을 허용한다. 펌프를 통한, 열교환 캐비넷을 통한 그리고 다시 직렬의 각각의 열교환 스테이지를 통한, 그리고 플랜트로부터의 궁극적인 방출을 통한, 흡입부로부터 선박으로의 낮은 방향 변화를 갖는 적절한 직선형 바닷물 유동은 낮은 압력 강하를 허용한다.

캐스케이드 하이브리드 OTEC 전력 생성

일체화된 복수-스테이지 OTEC 발전소는 열대 및 아열대 지역에서 표층수와 심층 해양수 사이의 온도 편차를 사용하여 전기를 생산할 수 있다. 바닷물을 위한 전형적인 배관(piping run)은 연안 선박의 또는 플랫폼의 구조물을 도관 또는 유동 통로로서 사용함으로써 제거될 수 있다. 대안적으로, 따뜻한 및 차가운 바닷물 배관은 선박 또는 플랫폼에, 수직적 또는 다른 구조적 지지를 제공하기에 충분한 크기 및 강도의, 도관 또는 파이프를 사용할 수 있다. 이들 일체형 바닷물 도관 섹션들 또는 통로는 선박의 구조적 부재로서 역할을 하며, 그에 따라 추가적인 강철에 대한 요구를 감소시킨다. 일체형 바닷물 통로의 부분으로서, 복수-스테이지 캐비넷 열교환기들은 외부 물 노즐들 또는 배관 연결부재에 대한 필요 없이 복수 스테이지의 작동유체 증발을 제공한다. 일체화된 복수-스테이지 OTEC 발전소는 따뜻한 그리고 차가운 바닷물이 그 자연적인 방향으로 흐르는 것을 허용한다. 따뜻한 바닷물은, 해양의 더 차가운 구역 내로 방출되기 이전에 냉각됨에 따라, 선박을 통해 하향하여 흐른다. 유사한 형태로, 해양의 심층으로부터의 차가운 바닷물은, 해양의 더 따뜻한 구역 내로 방출되기 이전에, 따뜻해짐에 따라 선박을 통해 상향하여 흐른다. 이러한 배열은 바닷물 유동 방향 및 연관된 압력 강하의 변화에 대한 필요성을 회피하게 한다. 또한, 상기 배열은 요구되는 펌핑 에너지를 감소시킨다.

복수-스테이지 캐비넷 열교환기는 하이브리드 캐스케이드 OTEC 사이클의 사용을 허용한다. 열교환기의 이들 적층체(stacks)는, 작동유체를 적절히 비등 또는 응축시키기 위해, 직렬로 자체를 통과하는 바닷물을 갖는, 복수의 스테이지 열교환기 또는 섹션을 포함한다. 증발기 부분에서, 따뜻한 바닷물은, 바닷물이 냉각됨에 따라 작동유체의 일부를 비등시키는, 제1 스테이지를 통과한다. 그 후, 따뜻한 바닷물은 다음의 열교환기 스테이지 내에서 적층체 아래로 흐르며 그리고 추가적인 작동유체를 약간 더 낮은 압력 및 온도에서 비등시킨다. 이것은 전체 적층체를 통해 연속적으로 발생한다. 캐비넷 열교환기의 각각의 스테이지 또는 섹션은 전력을 생성시키는 전용의 터빈에 작동유체 증기를 공급한다. 각각의 증발기 스테이지는 터빈의 배출측에 대응하는 응축기 스테이지를 갖는다. 차가운 바닷물은 증발기에 대한 역전된 순서로 응축기 적층부를 통과한다.

도 7a 및 7b에서, 예시적인 복수-스테이지 OTEC 열기관(710)은 하이브리드 캐스케이드형 열교환 사이클을 사용한다. 따뜻한 바닷물은 온수 펌프(712)에 의해 따뜻한 바닷물 흡입부(도시되지 않음)로부터 펌핑되며, 펌프로부터 대략적으로 1,360,000 gpm 및 대략적으로 79℉ 의 온도로 방출된다. 온수 흡입부로부터 온수 펌프까지 또한 온수 펌프로부터 적층된 열교환기 캐비넷까지 온수 도관의 전부 또는 일부는 선박의 일체형 구조적 부재를 형성할 수 있다.

온수 펌프(712)로부터의 따뜻한 바닷물은 이어서, 따뜻한 바닷물이 제1 작동유체를 비등시키는, 제1 스테이지 증발기(714)에 들어간다. 온수는 대략적으로 76.8℉ 의 온도로 제1 스테이지 증발기(714)를 빠져나오며 그리고 제2 스테이지 증발기(715)로 아래로 흐른다.

온수는 대략적으로 76.8℉ 로, 제2 작동유체를 비등시키는, 제2 스테이지 증발기(715)에 들어가며, 그리고 대략적으로 74.5℉ 의 온도로 제2 스테이지 증발기(715)를 빠져나온다.

온수는 제2 스테이지 증발기(715)로부터 제3 스테이지 증발기(716)로 아래로 흘러서, 대략적으로 74.5℉ 의 온도로 들어가며, 여기에서 온수는 제3 작동유체를 비등시킨다. 온수는 대략적으로 72.3℉ 의 온도로 제3 스테이지 증발기(716)를 빠져나온다.

그 후, 온수는 제3 스테이지 증발기(716)로부터 아래로 제4 스테이지 증발기(717)로 흘러서, 대략적으로 72.3℉ 의 온도로 들어가며, 여기에서 온수는 제4 작동유체를 비등시킨다. 온수는 70.1℉ 의 온도로 제4 스테이지 증발기(717)를 빠져나오며 그리고 그 후 선박으로부터 방출된다. 도시되지는 않았지만, 방출부는 따뜻한 바닷물의 방출 온도와 대략적으로 동일한 온도의 해양 깊이에서 열층으로 향하게 될 수 있다. 대안적으로, 복수-스테이지 증발기를 수용하는 발전소의 부분은, 온수가 적절한 해양 열층으로 방출되도록 하는 구조물 내의 깊이에 위치하게 될 수 있다. 일부 실시예에서, 제4 스테이지 증발기로부터 선박의 온수 방출부로의 온수 도관은 선박의 구조적 부재를 포함할 수 있다.

유사하게, 차가운 바닷물은 차가운 바닷물 펌프(722)를 통해 차가운 바닷물 흡입부(도시되지 않음)로부터 펌핑되어, 펌프로부터 대략적으로 855,003 gpm 및 대략적으로 40.0℉ 의 온도로 방출된다. 차가운 바닷물은 대략적으로 2700 내지 4200ft, 또는 그 이상의 해양 깊이로부터 빨아들여진다. 차가운 바닷물을 선박의 냉수 흡입부로부터 냉수 펌프로, 그리고 냉수 펌프로부터 제1 스테이지 응축기로 이송하는 냉수 도관은, 선박의 그 전체적인 또는 부분적인 구조적 부재를 포함할 수 있다.

차가운 바닷물 펌프(722)로부터의 차가운 바닷물은, 제4 스테이지 보일러(717)로부터의 제4 작동유체를 응축시키도록, 제1 스테이지 응축기(724)로 들어간다. 차가운 바닷물은 대략적으로 43.5℉ 의 온도로 제1 스테이지 응축기(714)를 빠져나오며 그리고 제2 스테이지 응축기(725)로 위로 흐른다.

차가운 바닷물은, 제3 스테이지 증발기(716)로부터의 제3 작동유체를 응축시키도록, 대략적으로 43.5℉ 로 제2 스테이지 응축기(725)로 들어간다. 차가운 바닷물은 대략적으로 46.9℉ 의 온도로 제2 스테이지 응축기(725)를 빠져나오며 그리고 제3 스테이지 응축기(726)로 위로 흐른다.

차가운 바닷물은, 제2 스테이지 증발기(715)로부터의 제2 작동유체를 응축시키도록, 대략적으로 46.9℉ 로 제3 스테이지 응축기(726)에 들어간다. 차가운 바닷물은 대략적으로 50.4℉ 의 온도로 제3 스테이지 응축기(726)를 빠져나온다.

그 후, 차가운 바닷물은 제3 스테이지 응축기(726)로부터 제4 스테이지 응축기(727)로 위로 흘러서, 대략적으로 50.4℉ 의 온도로 들어간다. 제4 스테이지 응축기에서, 차가운 바닷물은 제1 스테이지 증발기(714)로부터의 제1 작동유체를 응축시킨다. 그 후, 차가운 바닷물은 대략적으로 54.0℉ 의 온도로 제4 스테이지 응축기를 빠져나오며 그리고 궁극적으로 선박으로부터 방출된다. 차가운 바닷물은 차가운 바닷물의 방출 온도와 대략적으로 동일한 온도의 해양 깊이에서 열층으로 향하게 될 수 있다. 대안적으로, 복수-스테이지 응축기를 수용하는 발전소의 부분은 차가운 바닷물이 적절한 해양 열층으로 방출되도록 하는 구조물 내의 깊이에 위치하게 될 수 있다.

제1 작동유체는 56.7℉ 의 온도로 제1 스테이지 증발기(714)로 들어가서, 74.7℉ 의 온도를 갖는 증기로 가열된다. 그 후, 제1 작동유체는 제1 터빈(731)으로 흐른 다음, 제1 작동유체가 대략적으로 56.5℉ 의 온도를 갖는 액체로 응축되는 제4 스테이지 응축기(727)로 흐른다. 그 후, 액체인 제1 작동유체는 제1 작동유체 펌프(741)를 통해 다시 제1 스테이지 증발기(714)로 펌핑된다.

제2 작동유체는 제2 스테이지 증발기(715)에 대략적으로 53.0℉ 의 온도로 들어가서, 증기로 가열된다. 제2 작동유체는 대략적으로 72.4℉ 의 온도에서 제2 스테이지 증발기(715)를 빠져나온다. 그 후, 제2 작동유체는 제2 터빈(732)으로 흐른 다음 제3 스테이지 응축기(726)로 흐른다. 제2 작동유체는 대략적으로 53.0℉ 의 온도에서 제3 스테이지 응축기를 빠져나오며 그리고, 제2 작동유체를 제2 스테이지 증발기(715)로 다시 펌핑하는, 작동유체 펌프(742)로 흐른다.

제3 작동유체는, 제3 작동유체가 증기로 가열되어 대략적으로 70.2℉ 의 온도로 제3 스테이지 증발기(716)를 빠져나오게 될, 제3 스테이지 증발기(716)에 대략적으로 49.5℉ 의 온도로 들어간다. 그 후, 제3 작동유체는 제3 터빈(733)으로 흐른 다음 제3 작동유체가 대략적으로 49.5℉ 의 온도를 갖는 액체로 응축되는 제2 스테이지 응축기(725)로 흐른다. 제3 작동유체는 제2 스테이지 응축기(725)를 빠져나오며 그리고 제3 작동유체 펌프(743)를 통해 제3 스테이지 증발기(716)로 다시 펌핑된다.

제4 작동유체는 제4 스테이지 증발기(717)에 대략적으로 46.0℉ 의 온도로 들어가서, 증기로 가열된다. 제4 작동유체는 대략적으로 68.0℉ 의 온도에서 제4 스테이지 증발기(717)를 빠져나오며 그리고 제4 터빈(734)으로 흐른다. 제4 작동유체는 제4 터빈(734)을 빠져나오며 그리고 이것이 대략적으로 46.0℉ 의 온도를 갖는 액체로 응축되는 제1 스테이지 응축기(724)로 흐른다. 제4 작동유체는 제1 스테이지 응축기(724)를 빠져나오며 그리고 제4 작동유체 펌프(744)를 통해 제4 스테이지 증발기(717)로 다시 펌핑된다.

제1 터빈(731) 및 제4 터빈(734)은 협력하여 제1 발전기(751)를 구동시키며 그리고 제1 터보 발전기쌍(761)을 형성한다. 제1 터보 발전기쌍은 대략적으로 25 MW 의 전력을 생산할 것이다.

제2 터빈(732) 및 제3 터빈(733)은 협력하여 제2 발전기(752)를 구동시키며 그리고 제2 터보 발전기쌍(762)을 형성한다. 제2 터보 발전기쌍(762)은 대략적으로 25 MW 의 전력을 생산할 것이다.

도 7의 4 스테이지 하이브리드 캐스케이드 열교환 사이클은 따뜻한 바닷물과 차가운 바닷물 사이의 상대적으로 낮은 온도 편차로부터 최대량의 에너지가 추출되는 것을 허용한다. 더욱이, 모든 열교환기는 동일한 구성요소의 터빈들 및 발전기들를 사용하여 전기를 생산하는 터보 발전기쌍을 직접적으로 지원할 수 있다.

복수의 복수-스테이지 하이브리드 캐스케이드형 열교환기 및 터보 발전기쌍은 선박 또는 플랫폼 디자인으로 통합될 수 있음을 인식해야 한다.

복수- 스테이지 , 개방-유동, 열교환 캐비넷

OTEC 시스템은 그 특성상 물의 큰 용적을 요구하며, 예를 들어 100 메가와트 OTEC 발전소는 유사한 크기의 연소식 증기 발전소에 요구되는 것 보다 예를 들어 자리수가 큰(orders of magnitude) 정도 까지 더 많은 물을 요구할 수 있다. 예시적인 실시예에서, 25 MW OTEC 발전소는 증발기로 대략적으로 분당 1,000,000 갤론의 온수 공급을, 그리고 응축기로 대략적으로 분당 875,000 갤론의 냉수를 요구할 수 있다. 작은 온도 편차(대략적으로 35 내지 45℉)와 더불어 물을 함께 펌핑하는데 요구되는 에너지는, 건설의 비용을 상승시키는 가운데, 효율을 하락시키도록 작용한다.

현재 이용가능한 열교환기는 OTEC 열교환 작동에 요구되는 큰 용적의 물 및 높은 효율을 취급하기에는 불충분하다. 쉘(shell) 및 튜브 열교환기들은 일련의 튜브들로 구성되어 있다. 이들 튜브들의 하나의 세트는 가열되거나 또는 냉각되어야만 하는 작동유체를 수용한다. 제2 비-작동유체는 가열되거나 또는 냉각되고 있는 튜브 위로 지나가서, 열을 제공하거나 또는 요구되는 열을 흡수할 수 있다. 한 세트의 튜브는 튜브 번들(tube bundle)로 지칭되며, 또한 평탄형, 길이방향 핀형(finned), 등의 여러가지 타입의 튜브로 형성될 수 있다. 쉘 및 튜브 열교환기는 전형적으로 고압 적용을 위해 사용된다. 이것은 쉘 및 튜브 열교환기가 그 형상으로 인해 튼튼하기 때문이다. 쉘 및 튜브 열교환기는 낮은 온도 편차, 낮은 압력, OTEC 작동의 높은 용적 특성에 대해 이상적이지 않다. 예를 들어, 쉘 및 튜브 열교환기는 도 8에 도시된 바와 같이, 전형적으로 높은 압력 손실 및 연관된 배관 에너지를 갖는, 복잡한 배관 배열을 요구한다. 이들 타입의 열교환기는 특히 연안 플랫폼과 같은 동적 환경에서 제조, 설치, 및 유지하기가 어렵다. 또한, 쉘 및 튜브 열교환기는 특히 쉘-튜브 연결을 위해 그리고 내부 지지를 위해 정밀 조립을 요구한다. 더욱이, 쉘 및 튜브 열교환기는 흔히 낮은 열전달계수를 가지며 또한 수용될 수 있는 물의 용적으로 제한된다.

도 9는 플레이트 열교환기를 도시하고 있다. 플레이트 열교환기는 열전달을 위한 매우 큰 표면적 및 유체 유동 통로를 갖는 복수의 얇은 약간-분리된 플레이트들을 포함할 수 있다. 이러한 적층된-플레이트 배열은, 주어진 공간에서, 쉘 및 튜브 열교환기 보다 더욱 효과적일 수 있다. 가스켓 및 납땜 기술의 진보는 플레이트-타입 열교환기를 더욱 실질적으로 만들었다. 예를 들어 HVAC 적용에서, 이 타입의 큰 열교환기는 개방된 루프에 사용될 때 플레이트-및-프레임으로 지칭되며, 이들 열교환기들은 통상적으로 주기적인 분해, 청소, 및 검사를 허용하는 가스켓 타입이다. 딥-브레이징된(deep-brazed) 및 진공-브레이징된(vacuum-brazed) 플레이트 종류들과 같은 영구적으로-접합된 열교환기들은 흔히 냉동과 같은 폐쇄-루프 적용들을 위해 구체화된다. 또한, 플레이트 열교환기들은, 사용되는 플레이트의 타입, 그리고 이들 플레이트의 구성에서 상이하다. 일부 플레이트는 "갈매기형(chevron)" 또는 다른 패턴을 갖도록 찍혀질 수 있으며, 다른 것들은 가공된 핀(fin) 및/또는 홈(groove)을 구비할 수 있을 것이다.

그러나, 플레이트 열교환기들은 OTEC 적용에서 일부 현저한 단점을 갖고 있다. 예를 들어, 이들 타입의 열교환기는 OTEC 시스템에서 요구되는 큰 용적의 물을 용이하게 수용하지 못하는 복잡한 배관 배열을 요구할 수 있다. 흔히, 가스켓들은 각각의 플레이트 쌍 사이에서 정밀하게 조립(fitting) 및 유지되어야만 하며, 가스켓 밀봉을 유지하기 위해 상당한 볼트결합(bolting)이 요구된다. 플레이트 열교환기는 심지어 하나의 결함있는 플레이트를 검사 및 보수하기 위해 전형적으로 복잡한 분해를 요구한다.

플레이트 열교환기들에 필요한 재료는 값비싼 티타늄 및/또는 스텐레스강으로 제한될 수 있다. 이들 타입의 열교환기는 작동 및 비-작동유체들 사이에 상대적으로 동일한 유동 면적을 요구한다. 유체들 사이의 유량비(flow ratio)는 전형적으로 1:1 이다. 도 9에서 볼 수 있는 바와 같이, 공급 및 방출 포트는 전형적으로 플레이트의 표면 상에 제공되어, 전체 열교환 표면적을 감소시키며 또한 각각의 작동 및 비-작동유체의 유동 경로를 복잡하게 한다. 더욱이, 플레이트 열교환기들은 모든 플레이트를 관통하는 노즐을 위한 복잡한 내부 우회로(circuiting)를 포함한다.

이런 통상적인 열교환기들의 한계를 극복하기 위해, 가스켓으로부터 자유로운(gasket-free) 개방 유동 열교환기가 제공된다. 일부 실시예에서, 개별적인 플레이트는 각각의 플레이트 사이에 간극(gap)이 존재하도록 캐비넷에 수평으로 정렬된다. 작동유체를 위한 유동 경로는 높은 열전달을 제공하는 패턴으로[예를 들어, 교호하여(alternating) 구불구불한, 갈매기형, z-패턴, 등] 각각의 플레이트의 내부를 통해 지나갈 수 있다. 작동유체는, 플레이트의 페이스에서의 방해들 또는 작동유체에 의한 물 유동에 대한 장애를 감소시키기 위해, 플레이트들의 측면 상의 연결부들을 통해 각각의 플레이트로 들어간다. 원수(原水)(raw water)와 같은 비-작동유체는 캐비넷을 통해 수직으로 흐르며 또한 각각의 개방-유동 플레이트들 사이의 간극을 채운다. 일부 실시예에서, 비-작동유체는 개방-유동 플레이트의 모든 측면과 접촉하고 있거나 또는 개방-유동 플레이트의 단지 전방 표면 및 후방 표면과 접촉하고 있다.

도 10은, 복수의 열교환기 플레이트(1022)의 래크(rack)를 갖는 단일의 캐비넷(524)의 세부사항과 더불어, 도 5에 도시된 배열과 유사한 열교환기들의 적층된 캐비넷 배열체(520)를 도시하고 있다. 비-작동유체는 캐비넷(524)을 통해 그리고 래크 내의 각각의 플레이트(1022)를 지나 수직으로 흐른다. 화살표(525)는 물의 유동 방향을 나타내고 있다. 물의 유동 방향은 상부로부터 바닥일 수 있으며 또는 바닥으로부터 상부일 수 있다. 일부 실시예에서, 유동 방향은, 물이 가열되거나 냉각됨에 따른, 물의 자연적인 방향일 수 있다. 예를 들어, 작동유체를 응축할 때, 물은 물이 데워짐에 따라 자연적인 대류 유동으로 캐비넷 배열체를 통해 바닥으로부터 상부로 흐를 수 있다. 다른 예에서, 작동유체를 증발시킬 때, 물은, 물이 냉각됨에 따라, 상부로부터 바닥으로 흐를 수 있다. 또 다른 실시예에서, 비-작동유체 유동은 캐비넷을 횡단하여, 즉 좌측으로부터 우측으로 또는 우측으로부터 좌측으로 수평일 수 있다.

도 10에서, 개방-유동 열교환기 캐비넷(524)은 캐비넷 페이스(1030) 및 캐비넷 측면(1031)를 포함한다. 캐비넷 페이스(1030)의 반대쪽은 캐비넷 페이스(1032)(도시되지 않음)이며, 또한 캐비넷 측면(1031)의 반대쪽은 캐비넷 측면(1033)(도시되지 않음)이다. 캐비넷 페이스 및 측면은, 원수 비-작동유체가 자체를 통해 배관으로 인한 압력 손실이 없거나 또는 거의 없이 흐르는, 플레넘(plenum) 또는 물 도관을 형성한다. 도 9에 대해 위에 서술한 가스켓 열교환기와는 달리, 개방 유동 열교환기는, 비-작동유체를 수용하는 유동 챔버를 형성하기 위해 플레이트들 사이에 가스켓을 사용하는 대신, 비-작동유체(예를 들어, 바닷물)를 수용하는 유동 챔버를 형성하기 위해 캐비넷을 사용한다. 따라서, 개방-유동 열교환 캐비넷(524)은 효과적으로 가스켓으로부터 자유롭다. 이 시스템의 이러한 양태는, 에너지를 제공하는 매질(medium)(예를 들어, 바닷물)로부터 작동유체를 격리(isolate)시키기 위해 가스켓에 의존하는 다른 플레이트 및 프레임 열교환기 이상의, 상당한 장점을 제공한다. 1980년대 및 1990년대에 NELHA 에서 실행된 알루미늄 플레이트 및 프레임 열교환기들의 부식 테스트는, 생물학적 침적물(deposit)이 과도한 부식을 유발시켰던 가스켓 둘레에 너무 많은 누설이 있었기 때문에, 겨우 6개월 후에는 정지되어야만 했다. 본 출원인은 OTEC 시스템에서 플레이트 및 프레임 디자인을 사용하는 것에 대한 주요한 장애로서 가스켓 문제들을 확인하였다.

추가적으로, 열교환 플레이트들에 대해 측면에 장착되는 유입구 및 배출구 포트와 결합되는 캐비넷 접근법은, 전형적으로 플레이트 열교환 시스템의 페이스 상에 제공되는 공급 및 방출 포트에 대한 요구를 회피하게 한다(예를 들어, 도 9 참조). 이 접근법은 작동 및 비-작동유체 모두의 유동 경로를 단순화시킬 뿐만 아니라 각각의 플레이트의 전체 열교환 표면적을 증가시킨다. 또한, 플레이트들 사이의 가스켓을 제거하는 것은, 유동에 대해 저항을 유발시킬 수 있는 상당한 방해들을 제거한다. 가스켓으로부터 자유로운 개방-유동 열교환 캐비넷은 배압(back pressure) 및 연관된 펌핑 요구를 감소시킬 수 있으며, 따라서 OTEC 플랜트의 기생 부하를 감소시키며 결과적으로 공익 기업(utility company)으로 송전될 수 있는 증가된 전력을 생성한다.

OTEC 응축기의 경우에서, 캐비넷(524)은 바닥에서 차가운 원수 공급부로 개방되며, 또한 상부에서 위의 캐비넷(523)과의 방해 없는 유체 소통을 제공하도록 개방된다. 수직 시리즈(series)의 최종 캐비넷(521)은 상부에서 원수 방출 시스템으로 개방된다.

증발기의 경우에서, 캐비넷(521)은 상부에서 따뜻한 원수 공급부로 개방되며 또한 바닥에서 아래의 캐비넷(522)과의 방해 없는 유체 소통을 제공하도록 개방된다. 수직 시리즈의 최종 캐비넷(524)은 바닥에서 따뜻한 원수 방출 시스템으로 개방된다.

각각의 열교환 캐비넷 내에서, 다수의 개방-유동 열교환 플레이트(1022)는 각각의 플레이트(1022)의 쌍들 사이에 간극(1025)을 제공하도록 수평 정렬로 배치된다. 각각의 개방 유동 플레이트는 전방 페이스, 후방 페이스, 상부 표면, 바닥 표면, 및 좌측면 및 우측면을 갖는다. 플레이트들(1022)은, 제1 플레이트의 후방 페이스가 제1 플레이트의 바로 뒤의 제2 플레이트의 전방 페이스와 마주하도록, 수평 정렬로 배치된다. 작동유체 공급부 및 방출부는 원수가 래크에서 다수의 플레이트(1022)의 전방 및 후방 페이스를 지나 흐를 때 간극(1025)을 통한 원수의 유동에 대한 장애를 회피하도록 각각의 플레이트의 측면 상에 제공된다. 각각의 플레이트(1022)는 플레이트의 내부에 있는 작동유체 유동 통로를 포함한다. 개방-유동 플레이트(1022)가 아래에 더욱 상세히 서술된다.

일부 실시예에서, 각각의 개별적인 플레이트(1022)는 작동유체가 단일의 플레이트를 통해 흐르도록 전용의 작동유체 공급부 및 방출부를 갖는다. 작동유체의 공급은 하나 이상의 작동유체 공급 통로에 대해 직접적이다. 다른 실시예에서, 작동유체는 열교환 캐비넷으로부터 작동유체 시스템의 나머지로 방출되기 전에 직렬의 2개 또는 그 이상의 플레이트를 통해 흐를 수 있다.

각각의 열교환기 캐비넷(524, 523, 522, 및 521)은 유사한 구성요소를 가지며, 하나의 캐비넷에서 나란하게 정렬된 플레이트(1022)가 아래의 캐비넷의 플레이트 위에서 수직으로 정렬되도록, 수직으로 정렬되는 것을 인식해야 한다. 하나의 캐비넷 상의 플레이트들(1022) 사이의 간극(1025)은 아래의 캐비넷의 플레이트들(1022) 사이의 간극(1025) 위에서 수직으로 정렬한다.

도 11 및 12에서, 열교환 캐비넷(524) 내의 플레이트 배열의 예시적인 실시는 적어도 전방 및 후방 페이스를 포함하는 외측 표면을 갖는 제1 개방-유동 열교환 플레이트(1051)를 포함한다. 외측 표면은 차가운 원수와 같은 비-작동유체(1057)와 유체 소통하며 또는 이에 의해 둘러싸인다. 또한, 제1 개방 유동 플레이트는, 내부 통로를 통해 흐르는 작동유체(1058)와 유체 소통되는 내부 통로를 포함한다. 적어도 하나 이상의 제2 개방-유동 열교환 플레이트(1052)는, 제2 플레이트(1052)의 전방 외측 표면이 제1 플레이트(1051)의 후방 외측 표면과 마주하도록, 제1 개방-유동 열교환 플레이트(1051)와 수평으로 정렬된다. 제1 플레이트와 마찬가지로, 적어도 하나의 제2 플레이트(1052)는 비-작동유체(1057)와 유체 소통되며 또한 이에 의해 둘러싸이는 외측 표면, 및 내부 통로를 통해 흐르는 작동유체(1058)와 유체 소통하는 내부 통로를 포함한다. 제1 개방-유동 열교환 플레이트(1051)는 간극(1053) 만큼 제2 열교환 플레이트(1052)로부터 분리된다. 비-작동유체(1057)는 간극을 통해 흐른다.

도 13은 제1 개방 유동 열교환 플레이트(1051), 제2 열교환 플레이트(1052), 및 각각의 플레이트(1051 및 1052)를 분리시키는 간극(1053)을 포함하는 예시적인 개방-유동 열교환 캐비넷(524)의 측면도를 도시하고 있다. 작동유체(1058)는 내부 작동유체 유동 통로(1055)를 통해 흐른다.

위에 서술한 바와 같이, 단일의 열교환 캐비넷은 하이브리드 캐스케이드 OTEC 사이클의 단일 스테이지에 전용될 수 있다. 일부 실시예에서, 4개의 열교환 캐비넷이 도 5에 도시 및 서술되는 바와 같이 수직으로 정렬된다. 다른 실시예에서, 각각의 플레이트의 측면에 연결되는 작동유체 공급 및 방출 라인을 갖는 캐비넷이 사용될 수 있다. 이것은 작동유체 도관이 플레이트의 표면 상에 있는 것과 그리고 작동유체 및 비-작동유체 모두의 유동을 방해하는 것을 회피하게 한다.

예를 들어, 가스켓으로부터 자유로운 복수-스테이지 열교환 시스템은, 하나 이상의 개방-유동 플레이트의 각각에서 내부 통로를 통해 흐르는 제1 작동유체와 유체 소통되는, 하나 이상의 개방-유동 플레이트를 포함하는 제1 스테이지 열교환 래크를 포함할 수 있다. 작동유체는 각각의 개별적인 플레이트에 전용인 공급 및 방출 라인을 통해 각각의 플레이트로부터 공급 및 방출될 수 있다. 제1 열교환 래크와 수직으로 정렬된 제2 스테이지 열교환 래크가 또한 포함된다. 하나 이상의 개방-유동 플레이트의 각각에서 내부 통로를 통해 흐르는 제2 작동유체와 유체 소통되는, 하나 이상의 개방-유동 플레이트를 포함하는 제2 스테이지 열교환 래크가 제공된다. 또한, 제2 작동유체는 각각의 개별적인 플레이트에 전용인 라인을 통해 각각의 플레이트로 또는 이들 플레이트로부터 공급 및 방출된다. 원수와 같은 비-작동유체는 제1 스테이지 열교환 래크를 통해 그리고 제1 작동유체와의 열교환을 허용하는 하나 이상의 개방-유동 플레이트의 각각의 둘레로 먼저 흐른다. 그 후, 비-작동유체는 제2 열교환 래크를 통해 그리고 제2 작동유체와의 열교환을 허용하는 각각의 개방-유동 플레이트의 둘레를 통과한다.

제1 스테이지 래크는 각각의 플레이트 사이에 간극을 갖는 수평 정렬 상태의 다수의 개방-유동 플레이트를 포함한다. 또한, 제2 스테이지 래크는 제2 스테이지 래크 내의 각각의 플레이트 사이에 간극을 갖는 수평 정렬 상태의 다수의 개방-유동 플레이트를 포함한다. 제2 스테이지 래크의 다수의 개방-유동 플레이트 및 간극들은, 제1 스테이지 래크의 다수의 개방-유동 플레이트 및 간극들과 수직으로 정렬된다. 이것은 제1 및 제2 스테이지 래크를 통한 비-작동유체의 유동의 압력 손실을 감소시킨다. 비-작동유체의 압력 손실이 또한, 비-작동유체를 하나의 캐비넷으로부터 다음 캐비넷으로 직접적으로 방출하도록 함으로써, 감소하게 되고, 그것에 의해 과도한 그리고 커다란 배관 시스템에 대한 요구를 제거하게 된다. 일부 실시예에서, 열교환 플레이트들의 제1 및 제2 스테이지 래크를 수용하는 캐비넷들의 벽들은, 비-작동유체가 자체를 통해 흐르는, 도관을 형성한다.

예시적인 4 스테이지 OTEC 시스템의 각각의 스테이지의 각각의 래크에서 플레이트들의 개방-유동 배열로 인해, 작동유체에 대한 비-작동유체의 유량비는 대부분의 종래 열교환기 시스템의 전형적인 1:1 로부터 증가된다. 일부 실시예에서, 비-작동유체의 유량비는 1:1 보다 더 크다(예를 들어, 2:1 보다 더 크고, 10:1 보다 더 크고, 20:1 보다 더 크고, 30:1 보다 더 크고, 40:1 보다 더 크고, 50:1 보다 더 크고, 60:1 보다 더 크고, 70:1 보다 더 크고, 80:1 보다 더 크고, 90:1 보다 더 크고, 또는 100:1 보다 더 크다)

열교환 캐비넷들의 복수-스테이지 배열이 응축기로서 사용될 때, 비-작동유체(예를 들어, 차가운 바닷물)는 일반적으로 제2 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 더 낮은 온도로 제1 스테이지로 캐비넷에 들어가며, 이어서 비-작동유체는 제3 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 더 낮은 온도로 제2 스테이지 캐비넷에 들어가며; 또한, 비-작동유체는 제4 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 일반적으로 더 낮은 온도로 제3 스테이지 캐비넷에 들어간다.

열교환 캐비넷의 복수-스테이지 배열이 증발기로서 사용될 때, 비-작동유체(예를 들어, 차가운 바닷물)는 일반적으로 제2 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 더 높은 온도로 제1 스테이지로 캐비넷에 들어가며, 이어서 비-작동유체는 제3 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 더 높은 온도로 제2 스테이지 캐비넷에 들어가며; 또한, 비-작동유체는 제4 스테이지 캐비넷에 들어갈 때 보다 일반적으로 더 높은 온도로 제3 스테이지 캐비넷에 들어간다.

열교환 캐비넷의 복수-스테이지 배열이 응축기로서 사용될 때, 작동유체(예를 들어, 암모니아)는 일반적으로 제2 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 더 낮은 온도로 제1 스테이지 캐비넷을 빠져나오며, 그리고 작동유체는 제3 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 더 낮은 온도로 제2 스테이지 캐비넷을 빠져나오며; 또한, 작동유체는 제4 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 일반적으로 더 낮은 온도로 제3 스테이지 캐비넷을 빠져나온다.

열교환 캐비넷의 복수-스테이지 배열은 증발기로서 사용될 때, 작동유체(예를 들어, 암모니아)는 일반적으로 제2 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 더 높은 온도로 제1 스테이지 캐비넷을 빠져나오며, 그리고 작동유체는 제3 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 일반적으로 더 높은 온도로 제2 스테이지 캐비넷을 빠져나오며; 또한, 작동유체는 제4 스테이지 캐비넷을 빠져나올 때 보다 일반적으로 더 높은 온도로 제3 스테이지 캐비넷을 빠져나온다.

4 스테이지 OTEC 사이클의 실시의 예시적인 열 평형이 여기에 서술되어 있으며 그리고 이들 개념을 일반적으로 예시한다.

일부 실시예에서, 가스켓으로부터 자유로운 4 스테이지 열교환 시스템은 하나 이상의 개방-유동 플레이트를 갖는 제1 스테이지 열교환 래크를 포함하며, 각각의 플레이트는 비-작동유체에 의해 둘러싸이는 적어도 전방 페이스 및 후방 페이스를 갖는 외측 표면을 포함한다. 또한, 각각의 플레이트는, 내부 통로를 통해 제1 작동유체와 유체 소통되는, 내부 통로를 포함한다. 작동유체는 각각의 플레이트에 전용인 공급 및 방출 라인에 의해 각각의 플레이트로부터 공급 및 방출된다.

또한, 4 스테이지 열교환 시스템은 제1 열교환 래크와 수직으로 정렬되는 제2 스테이지 열교환 래크를 포함하며, 제2 스테이지 열교환 래크는, 제1 스테이지의 개방 유동 열교환 플레이트와 실질적으로 유사하며 제1 스테이지의 플레이트와 수직으로 정렬되는, 하나 이상의 개방-유동 열교환 플레이트를 포함한다.

제1 및 제2 스테이지 래크와 실질적으로 유사한 제3 스테이지 열교환 래크가 또한 포함되며 그리고 제2 스테이지 열교환 래크와 수직으로 정렬된다. 제1, 제2, 및 제3 스테이지 래크와 실질적으로 유사한 제4 스테이지 열교환 래크가 포함되며 그리고 제3 스테이지 열교환 래크와 수직으로 정렬된다.

작동에 있어서, 비-작동유체는 제1 스테이지 열교환 래크를 통해 흐르며 그리고, 각각의 플레이트의 내부 유동 통로 내로 흐르는 제1 작동유체와의 열적 상호작용(thermal interaction)을 위해, 제1 스테이지 열교환 래크 내에서 각각의 개방-유동 플레이트를 둘러싼다. 그 후, 비-작동유체는, 제2 작동유체와의 열적 상호작용을 위해, 제2 스테이지 열교환 래크를 통해 흐른다. 그 후, 비-작동유체는, 제3 작동유체와의 열적 상호작용을 위해 제3 스테이지 열교환 래크를 통해 흐르기 전에, 제2 작동유체와의 열적 상호작용을 위해 제2 스테이지 열교환 래크를 통해 흐른다. 비-작동유체는 제4 작동유체와의 열적 상호작용을 위해 제4 스테이지 열교환 래크를 통해 흐르기 전에, 제3 작동유체와의 열적 상호작용을 위해 제3 스테이지 열교환 래크를 통해 흐른다. 그 후, 비-작동유체가 열교환 시스템으로부터 방출된다.

자유-유동 열교환 플레이트:

OTEC 작동의 낮은 온도 편차(전형적으로, 35℉ 내지 85℉)는 비-작동유체 및 작동유체의 유동에 대한 방해들이 없는 열교환 플레이트를 요구한다. 더욱이, 플레이트는 작동유체의 낮은 온도 상승 에너지 변환을 지지하기에 충분한 표면적을 제공해야만 한다.

통상적인 전력 생성 시스템은 전형적으로, 증기 동력 사이클과 같은, 큰 온도 상승 시스템을 갖는 연소 과정을 사용한다. 환경적인 문제들 및 균형적이지 않은 화석 연료 공급 문제가 더욱 일반화되고 있음에 따라, 여기에 서술된 OTEC 시스템의 실시와 같은 그리고 태양 열 및 해양 열과 같은 재생 에너지를 사용하는 낮은 온도 상승 에너지 변환(Low Temperature Lift Energy Conversion)(LTLEC) 시스템이 더욱 중요해질 것이다. 통상적인 증기 동력 사이클이 연소 과정으로부터의 배기 가스를 사용하고 또한 통상적으로 매우 높은 온도에 있는 반면, LTLEC 사이클은 30 내지 100℃ 의 낮은 온도 에너지원을 사용한다. 따라서, LTLEC 사이클의 열원과 히트 싱크 사이의 온도 차이는 증기 동력 사이클 온도 차이 보다 더욱 작다.

도 14는 압력-엔탈피(P-h) 다이아그램에서 통상적인 고온 증기 동력 사이클의 프로세스를 도시하고 있다. 증기 동력 사이클의 열 효율은 30 내지 35% 의 범위에 있다.

그에 반해, 도 15는 OTEC 작동에 사용된 것과 같은 LTLEC 사이클의 P-h 다이아그램을 도시하고 있다. LTLEC 사이클에 대한 전형적인 열 효율은 2 내지 10% 이다. 이것은 통상적인 고온 증기 동력 사이클의 거의 1/3 내지 1/10 이다. 따라서, LTLEC 사이클은 종래의 동력 사이클 보다 더 큰 크기의 열교환기를 필요로 한다.

아래에 서술되는 열교환 플레이트들은, 시스템 효율에 영향을 끼치는 펌핑 전력 요구를 제한하기 위해, 열원 측 및 히트 싱크 측에 높은 열전달 성능 및 낮은 압력 강하를 제공한다. OTEC 및 다른 LTLEC 사이클을 위해 설계된 이들 열교환 플레이트는 하기의 특징들을 포함할 수 있다.

1) 미니-채널 디자인을 갖는 작동유체 유동 경로. 이것은 압연-접합된(roll-bonded) 알루미늄 열교환 플레이트에 제공될 수 있으며, 작동유체 및 비-작동유체 사이에 큰 활성 열전달 면적을 제공한다

2) 열원 및 히트 싱크 비-작동유체들의 압력 강하를 현저히 감소시키기 위해, 플레이트들 사이에 제공되는 및/또는 짝수 플레이트와 홀수 플레이트 사이의 압연-접합되는 플레이트들을 오프셋하는 간극. 이 방법으로, 동력 사이클의 작동유체를 위한 상대적으로 협소한 유체 유동 면적을 유지하는 가운데, 열원 및 히트 싱크 유체 측을 위한 상대적으로 넓은 유체 유동 면적이 제공된다.

3) 작동유체의 유동 통로들 내부에서 점진적으로 변하는 유동 경로 당 채널 개수의 구성이 유동을 따라 상-변화하는(phase-changing) 작동유체의 압력 강하를 감소시킬 수 있다. 플레이트 내의 채널의 개수는 작동유체, 작동 조건, 및 열교환기 형상에 따라 설계될 수 있다.

4) 파도형(wavy) 작동유체 유동 통로들 또는 채널 구성이 열전달 성능을 향상시킬 수 있다.

5) 작동유체 유동 채널들 내부에서 그리고 평행한 채널들 사이에서, 유동 채널의 채널의 내측 벽의 양 단부가, 유동 방향이 역전될 때, 유체를 후속의 채널들로 부드럽게 지향시키도록 만곡될 수 있으며, 채널의 내측 벽의 단부들로부터 측벽으로의 불균일한 거리들이 평행한 채널들 사이에 사용될 수 있다.

위의 특징들은 시스템에 요구되는 펌핑 전력을 감소시킬 수 있으며, 또한 열전달 성능을 향상시킨다.

다시 도 11에서, 미니-채널 압연-접합된 열교환 플레이트들(1051 및 1052)이 사시도로 도시되어 있다. 작동유체와 비-작동유체 사이의 직교 대향류(cross-counter flow)가 제공된다. 증발기로서 사용될 때, 비-작동유체(1057)(예를 들어 바닷물)가 플레이트의 상부에 들어가며 플레이트의 바닥으로부터 떠난다. 작동유체(예를 들어, 암모니아)(1058)는 액체 상태로 플레이트의 바닥측으로 들어가고, 그리고 증발하며, 또한 최종적으로 더 높은 온도의 비-작동유체로부터 열 에너지를 흡수함으로써 증기 상태로 된다. 발생된 증기(1059)는 상부측으로부터 플레이트를 떠난다.

도 13은 유체 유동을 측면도로 도시하고 있다. 작동유체 유동 채널(1055)은 전체 열교환 플레이트의 용적을 감소시키면서 2개의 플레이트들 사이의 활성 열전달 면적을 증가시키기 위해, 상대적으로 넓은 폭(w) 및 상대적으로 낮은 높이(h)를 갖는다. 채널의 폭(w)은 약 10 내지 약 15 mm 의 범위(예를 들어, 11 mm 보다 큰, 12 mm 보다 큰, 13 mm 보다 큰, 14 mm 보다 작은, 13 mm 보다 작은, 및/또는 12 mm 보다 작은)일 수 있다. 채널의 높이(h)는 약 1 내지 약 3 mm 의 범위(예를 들어, 1.25 mm 보다 큰, 1.5 mm 보다 큰, 1.75 mm 보다 큰, 2 mm 보다 큰, 2.75 mm 보다 작은, 2.5 mm 보다 작은, 2.25 mm 보다 작은, 및/또는 2 mm 보다 작은)일 수 있다. 채널들 사이의 이격거리는 약 4 내지 약 8 mm(예를 들어, 4.5 mm 보다 큰, 5 mm 보다 큰, 5.5 mm 보다 큰, 7.5 mm 보다 작은, 7 mm 보다 작은, 및/또는 6.5 mm 보다 작은)일 수 있다. 압연-접합된 플레이트는 비-작동유체(1057)를 위한 완만한 유동 경로를 제공하고 또한 작동유체 유동 채널(1055)의 작동유체 유동 면적 보다 넓은 비-작동유체 유동 면적을 제공하기 위해, 오프셋된 작동유체 유동 통로(1055)를 갖는 짝수 플레이트(1051) 및 홀수 플레이트(1052) 분포로 배열된다. 이러한 배열은 열원 및 히트 싱크 유체 측의 압력 강하를 감소시킨다.

도 16은 플레이트의 열전달 성능을 향상시키도록 설계된 물결형(undulating) 또는 파도형 작동유체 유동 경로를 도시하고 있다.

도 17은 작동유체(1058)를 수용하는 2개의 유입구 및 가열된 또는 냉각된 유체(1059)를 방출하는 2개의 배출구를 갖는 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다. 각각의 개방-유동 플레이트 내의 내부 유동 경로는, 작동유체의 유동이 실질적으로 비-작동유체의 유동 방향과 직교하거나 교차하는 유동이 되도록, 교호하여 구불구불한 패턴으로 배치된다. 추가적으로, 구불구불한 패턴을 통한 작동유체의 전진(progression)은 일반적으로 비-작동유체의 유동과 평행하거나 또는 비-작동유체의 유동 방향과는 반대일 수 있다. 일부 실시예에서, 채널들 사이의 유동 분포는 가이드(guide) 베인에 의해 개선될 수 있다. 도 18은, 유동 경로(1701) 내의 변화하는 공간의 영역(1710)이 평행한 채널들(1705) 사이의 유동 분배를 균일하게 하기 위해 제공되는 열교환 플레이트의 실시예를 도시하고 있다. 또한, 채널의 내측 벽(1712)의 두 단부(1715)는, 유동 방향이 역전될 때, 유체를 후속의 채널로 부드럽게 지향시키도록 만곡되며, 또한 채널의 내측 벽(1712)의 단부들로부터 측벽(1702)으로의 불균일한 거리가 평행한 채널들 사이에 사용될 수 있다. 이러한 가이드 베인들 및 변화하는 유동 경로 치수들은 예를 들어 도 17, 19a 및 19b, 및 20a 및 20b에 도시된 열교환 플레이트와 같은 열교환 플레이트에서 실시될 수 있다.

일부 실시예에서, 작동유체는 유동 경로를 따라 그 상을 액체로부터 기체로 변화시키며, 결과적으로 작동유체 압력 강하는 동일한 유동 단면적이 전체 열교환 플레이트에 걸쳐 마찬가지로 사용되는 경우에, 상당히 증가할 것이라고, 확인된 바 있다. 그의 증기 품질 변화와 연관되는 유동을 따르는 유체-압력 강하 증가를 감소시키기 위해, 유동 경로 당 평행 유동 통로의 개수는 작동유체의 유동 경로를 따라 증가될 수 있다.

도 19a 및 19b는 증발기에서 이러한 접근법을 실시하는 한 쌍의 열교환 플레이트(1905, 1910)를 도시하고 있다. 도 19a의 열교환 플레이트(1905)는 2개의 미니-채널(1912) 내로 각각 공급되는 2개의 유입구(1911)를 갖는다. 미니-채널(1912)은 도 17에 도시된 열교환 플레이트의 채널과 유사한 구불구불한 형태로 플레이트를 따라 연장된다. 그러나, 도 19a에 도시된 열교환 플레이트에서, 2개의 미니-채널로부터의 유동은 제1 전이점(transition point)(1914)에서 3개의 미니-채널로 공급된다. 3개의 미니-채널로부터의 유동은 제2 전이점(1916)에서 4개의 미니-채널로 공급된다. 열교환 플레이트가 2개의 분리된 보조 유동 경로를 포함할 때, 이러한 팽창들은 결과적으로, 4개의 배출구(1918)를 통해 방출하는, 8개의 미니-채널을 생성한다.

열교환 플레이트(1905)의 4개의 배출구(1918)는 도 19b에 도시된 열교환 플레이트(1910)의 4개의 유입구(1920)에 유압식으로(hydraulically) 연결된다. 4개의 미니-채널로부터의 유동은 제3 전이점(1922)에서 5개의 미니-채널로 공급된다. 5개의 미니-채널로부터의 유동은 제4 전이점(1924)에서 6개의 미니-채널로 공급된다. 이 열교환 플레이트가 또한 2개의 분리된 보조 유동 경로를 포함하기 때문에, 이러한 팽창은 결과적으로, 6개의 배출구(1926)를 통해 방출하는, 12개의 미니-채널을 생성한다. 열교환 플레이트(1905, 1910)를 직렬로 연결하는 것은, 단일의 긴 열교환 플레이트의 등가물(equivalent)을 제공하지만 그러나 제조하기가 더 쉽다.

플레이트(1905, 1910)는 약 1200 mm 내지 1800 mm(예를 들어, 1300 mm 보다 큰, 1400 mm 보다 큰, 1450 mm 보다 큰, 1475 mm 보다 큰, 1700 mm 보다 작은, 1600 mm 보다 작은, 1550 mm 보다 작은 및/또는 1525 mm 보다 작은)의 길이(L)를 갖는다. 플레이트의 폭(W)은 약 250 내지 약 450 mm(예를 들어, 275 mm 보다 큰, 300 mm 보다 큰, 325 mm 보다 큰, 350 mm 보다 큰, 425 mm 보다 작은, 400 mm 보다 작은, 375 mm 보다 작은 및/또는 350 mm 보다 작은)의 범위일 수 있다.

일부 실시예에서, 상이한 크기의 플레이트들과 상이한 개수의 유입구들 및 배출구들이, 원하는 열교환 면적 및 팽창/수축 특성을 제공하기 위해 사용된다. 예를 들어, 쌍을 이룬 플레이트(1905, 1910)는 부분적으로 현재 판매업체(vendor)의 제한에 기초하는 크기를 갖는다. 일부 실시예에서, 단일의 플레이트가 쌍을 이룬 플레이트(1905, 1910)를 대체할 것이며, 따라서 작동유체를 플레이트(1905)로부터 플레이트(1910)로 전달하는데 사용되는 배출구(1918) 및 유입구(1920)에 대한 요구를 제거한다. 더 큰 판은 약 2700 mm 내지 3300 mm(예를 들어, 2800 mm 보다 큰, 2900 mm 보다 큰, 2950 mm 보다 큰, 2975 mm 보다 큰, 3200 mm 보다 작은, 3100 mm 보다 작은, 3050 mm 보다 작은 및/또는 3025 mm 보다 작은)의 길이(L)를 가질 수 있다. 더 큰 플레이트는 약 550 내지 약 850 mm(예를 들어 575 mm 보다 큰, 600 mm 보다 큰, 625 mm 보다 큰, 650 mm 보다 큰, 825 mm 보다 작은, 800 mm 보다 작은, 775 mm 보다 작은 및/또는 750 mm 보다 작은)의 폭(W)을 가질 수 있다. 일부 실시예에서, 단일의 더 큰 유입구(1911)가, 플레이트(1905)의 2개의 유입구를 대체하고 작동유체를 모두 4개의 미니-채널(1912)에 공급한다. 유입구(1911) 및 배출구(1918)가 열교환 플레이트의 효율을 감소시키는 수두 손실의 원인일 수 있기 때문에, 유입구(1911) 및 배출구(1918)의 개수를 감소시키는 것은 전체적인 펌핑 요구를 감소시키며, 따라서 주어진 OTEC 시스템의 기생 부하를 감소시킨다. 열교환 플레이트(1905, 1910)를 통한 유동이 증발기에 대해 서술된다. 열교환 플레이트(1905, 1910)는 응축기에도 사용될 수 있다. 그러나, 응축기를 통한 유체의 유동은 증발기에 대해 서술한 유동의 반대이다.

일부 열교환 플레이트는 열전달을 위한 추가적인 표면적을 제공할 뿐만 아니라 열교환 플레이트를 통과한 작동유체(예를 들어, 암모니아)에 대한 잔류 시간을 증가시킬 수 있는 굽이치는 미니-채널을 포함한다. 도 20a 및 20b는 도 19a 및 19b에 도시된 열교환 플레이트(1905, 1910)와 대략 유사한 한 쌍의 열교환 플레이트(2005, 2010)를 도시하고 있다. 그러나, 열교환 플레이트(2005, 2010)의 미니-채널은 굽이치는 패턴을 포함한다. 실험실 테스트 및 수치 모델링(numerical modeling)에 기초하여, 사인파형의(sinusoidal) 구불구불한 패턴을 포함하는 열교환 플레이트(2005, 2010)는, 대략적으로 플레이트 개수의 10% 가 감소한 상태에서, 플레이트(1905, 1910)와 동일한 열전달을 제공하는 것으로 추정된다.

플레이트들(1905, 1910) 및 플레이트들(2005, 2010) 모두는 상대적으로 사인파형의 만곡 패턴으로 배치된 채널을 포함한다. 이들 패턴은 여러가지 장점을 제공하는 것으로 나타난다. 상대적으로 사인파형 만곡 패턴은, 플레이트 위에서의 물 유동이 플레이트들 사이에서 더 많은 난류(turbulent) 및 더 긴 경로를 취하도록 하여, 작동유체(예를 들어, 암모니아) 측이 이론적으로 물로부터 더 많은 열 에너지를 추출할 수 있도록 야기한다. 더욱이, 사인파형 유동 패턴은, 플레이트들이 반대 방향으로 회전되거나 엇갈리게 될 수 있음(예를 들어, 좌우측으로 교호하게)에 따라, 유입구 및 배출구 조립체들(fitting)이 서로 간섭하지 않도록, 구성된다.

위에 서술한 다양한 특징을 포함하는 열교환 플레이트들은 압연-접합 과정을 사용하여 제조될 수 있다. 압연 접합은, 2개의 금속 플레이트가 열 및 압력에 의해 함께 융합(fuse)된 다음 고압 공기로 팽창되어, 유동 채널들이 2개의 플레이트 사이에 형성되도록 하는, 제조 과정이다. 탄소-기반(carbon-based) 재료가 원하는 유동 패턴으로 바닥 플레이트 상에 프린트된다. 그 후, 제2 플레이트가 제1 플레이트의 상부에 놓인 다음, 2개의 플레이트는, 탄소 재료가 존재하는 곳을 제외한 모든 곳에서 2개의 플레이트가 융합되는, 열간 압연(hot rolling) 프레스를 통해 압연된다. 적어도 하나의 채널이 에지(edge)에 프린트되며, 여기에서, 진동 심축(mandrel)이, 압축된 공기가 그 내부로 주입되는 포트를 생성하는, 2개의 플레이트 사이에 삽입된다. 압축된 공기는 금속을 변형시키고 팽창시키도록 야기하여, 2개의 플레이트가 함께 융합되는 것을 방지하는 채널이 형성되도록 한다. 압연 접합이 실행될 수 있는 2가지 방법, 즉 금속이 시트 금속의 롤들로부터 뜨거운 압연 프레스을 통해 연속적으로 지나가는 연속적인 방법; 또는 예비절단된(precut) 패널들이개별적으로 처리되는 불연속적인 방법이 있다.

전형(prototype)에 있어서, 각각 대략적으로 1.05-1.2 mm 의 두께, 1545 mm 의 길이, 그리고 350 mm 의 폭의 2개의 금속 시트가, 플레이트들을 형성하기 위해 압연-접합되었다. 도 19a 및 19b에 도시된 패턴에서, 채널은 접합된 금속 시트들 사이에 취입-성형에 의해 형성되었다. 채널은 12-13.5 mm 사이의 폭(w) 및 약 2 mm 의 높이(h)를 갖도록 형성되었다. 플레이트들은 작동유체로서 암모니아를 그리고 비-작동유체로서 물을 사용하여 좋은 열교환 특성을 나타내었다.

열교환 플레이트 예

열교환기는 OTEC 전력 생산 및 OTEC 물 담수화(desalination) 시스템을 위한 크고 그리고 값비싼 부품이다. 그 크기 및 성능은 플랜트 디자인의 다른 모든 면을 지배한다. 이론적인 열전달계수가 500 내지 3,500 Btu/hft2R 의 범위이지만, OTEC 시스템을 위해 주어진 작동 상태 하의 최첨단(state-of-the art) 플레이트 열교환기(Pheat 교환기)는 겨우 215-383 Btu/ft2hrR 이다. 이 빈약한 성능은 주로 암모니아와 물 측부 사이의 평형하지 않은 유동 면적 비율(flow area ratio)에 기인하고 있었다.

실험실 및 모델링 연구가 수행되었으며 또한 도 19a에 도시된 실시예와 유사한 플레이트가 대략적으로 6.3 내지 6.4 mm 의 플레이트들 사이의 거리를 두고 24.3℃ 의 온수 유입구 온도 및 10.7℃ 의 암모니아 유입구 온도를 갖는 증발기로서 배치되었을 때, 암모니아 품질이 0.0 내지 0.5 로 유지되었으며 그리고 하기의 성능 결과가 아래의 표 1에 도시된 바와 같이 관찰된 것으로 밝혀졌다.

변화하는 유동 조건 하에서 HX 플레이트 성능 결과

특성	테스트 1	테스트 2	테스트 3
Ai(m2 )	3.232	3.232	3.232
Ui(W/m2 k)	3842	3822	4053
Ao(m2 )	5.471	5.471	5.471
Uo(W/m2 k)	2270	2258	2395
DP 물(KPa)	3.85	3.94	4.06
길이 당 DP 물(KPA/m)	2.5	2.6	2.6
DP 암모니아(KPA/m)	10.4	13.2	10.9
MFR 물(kg/s)	11	12.0	13.0
MFR 암모니아(g/s)	31.0	31.0	31.0
열전달계수(BTU/ft2 hrR)	360 내지 440 의 범위	360 내지 435 의 범위	370 내지 460 의 범위
압력 강하(배출구/ft)	0.109 내지 0.113 의 범위	0.111 내지 0.116 의 범위	0.115 내지 0.119 의 범위

압연 접합된 열교환 플레이트와 전형적인 가스켓 열교환 플레이트의 비교에서, 압연 접합된 디자인에 대한 물 유동 비율은 거의 4배가 되었지만, 물 측부 압력 강하는 가스켓 열교환 플레이트 디자인의 단지 1/4 이었다. 또한, Ui 값은 대략적으로 72% 로 향상되었다. 물 유동 비율이 증가될 때, 더 높은 Ui 값이 얻어질 수 있다.

추가적인 예에서, 계획된 100 MW OTEC 플랜트에 대한 열교환기 표면적 및 관련된 비용을 감소시키기 위해, 조합된 실험실/수치 모델링 연구가 신규한 열교환기 플레이트 디자인 개념에 접근하도록 수행되었다. 신규한 열교환기의 초기 평가가 수행되었으며 그리고 여러개의 원형 열교환기의 테스트가 이어졌다.

계획된 플랜트 디자인 및 작동 조건

연구는 일반적으로 도 1-4에 대해 서술한 접근법에 기초하여 계획된 100 MWe OTEC 플랜트에 대해 요구되는 열교환기 플레이트 표면적을 추정하였다. 계획된 100 MWe OTEC 플랜트에 대한 OTEC 시스템에서 증발기의 배치는 도 21a에 도시된 바와 같이 16개의 챔버로 구성되어 있다. 각각의 챔버는 4개의 적층부를 포함하며, 각각의 적층부는 도 21b-21d에 도시된 바와 같이 3ft(폭) 28ft(깊이)×10ft(높이)의 치수를 갖는 3개의 모듈을 포함한다. 연구에 사용된 바와 같이, "카트리지(cartridge)"는 단일의 플레이트를 나타내며; "카세트(cassette)"는 암모니나 유동 채널을 형성하는 2개의 카트리지를 나타내며; "모듈(module)"은 카세트의 28' 조립체를 나타내며; "적층부(stack)"는 4 스테이지 모듈을 나타내며; "챔버(chamber)"는 4개의 스택을 포함한다.

디자인은 높은 열전달계수 및 원하는 낮은 압력 강하를 갖는 플레이트 표면적 및 용적에 관해 평가되었다. 25 MWe 를 생산하는 4 스테이지 사이클의 각각은 디자인이 동일하며 또한 대략적으로 10,080ft³ 의 증발기 용적을 요구하는 것으로 밝혀졌다.

25 MWe 에 대한 4 스테이지 사이클의 2 스테이지의 작동 조건을 가정하면 다음과 같았다. 온수 유입구 온도-76.3℉; 온수 배출구 온도 -73.4℉; 증발기 압력-927.3kPa; 대수 평균 온도 차이(Log Mean Temperature Difference)(LMTD)-1.7K; 및 온수 유량비-1,100.000 gpm.

초기 디자인

5개의 상이한 디자인들이 제안되었으며 그리고 조사되었다. 유동 패턴 및 통과 타입이 아래의 표 2에 도시되어 있다. 암모니아-측부의 단일-통과 디자인이 2개의 기본 경우에 대해 적용되었으며, 암모니아-측부의 복수-통과 디자인이 3개의 디자인(디자인 A, 디자인 B, 및 디자인 B2)에 적용되었다. 디자인 A 와 디자인 B 사이의 차이는 암모니아 채널 방향이다. 암모니아 채널들은 디자인 A 에서 수직으로 배향되었지만, 이것들은 유동 방향이 물 유동에 대해 직교류이도록 디자인 B 에서 수평으로 배향된다.

각각의 스테이지 당 압력 강하를 2 배출구 로 유지하면서, 카트리지 크기, 개수, 및 열교환기 용적이 계산되었다.

열교환기의 유동 패턴 및 통과 타입

항목	기본 경우-낮은 면적 비율	기본 경우-높은 면적 비율	디자인-A	디자인-B1	디자인-B2
통과	단일	단일	복수	복수	복수
유동 패턴	대향류	대향류	혼합된	직교류	직교류

도 22a는 낮은 유동 면적 비율을 갖는 기본 경우를 개략적으로 도시하고 있다. 유동 면적 비율(물 유동 면적과 암모니아 유동 면적 사이의 비율)이 1.47 로 설정된다. 암모니아(도면에서 검은 선으로 도시된)는 암모니아 채널을 통해 상향하여 흐르며 또한 물은 물 채널(암모니아 채널들 사이의 간극)을 통해 하향하여 흐른다. 도 22b는 암모니아 채널의 횡단면도를 도시하고 있다.

도 23a는 높은 유동 면적 비율을 갖는 기본 경우를 개략적으로 도시하고 있다. 유동 면적 비율은 7.14 로 설정된다. 암모니아는 암모니아 채널을 통해 상향하여 흐르지만, 물은 2개의 유체가 대향류 열전달 구성을 형성하도록 물 채널을 통해 하향하여 흐른다. 도 23b는 암모니아 채널의 횡단면도를 도시하고 있다. 이 디자인에서, 유동 면적 비율을 증가시키기 위해 물 채널 폭이 증가되었다.

도 24a는 디자인 A 를 개략적으로 도시하고 있다. 암모니아는 이것이 위로 그리고 아래로 흐르도록 암모니아 채널을 통해 흐르지만, 물은 2개의 암모니아 채널 위로 하향하여 흐른다. 도 24b는 암모니아 채널의 횡단면도를 도시하고 있다. 이 디자인에서, 암모니아 질량 유속은 기본 경우에 비해 증가되었다. 이 디자인에서, 2개의 유체는 대향류 및 평행한 열전달 구성을 대안적으로 형성한다.

도 25a는 디자인 B1 을 개략적으로 도시하고 있다. 이 디자인에서, 암모니아 유동 채널 방향은 2개의 유동이 직교류-대향류 열전달 구성을 형성하도록 디자인 A 로부터 90도 회전된다. 이 디자인에서, 암모니아는 암모니아 채널을 통해 수평으로 그리고 점진적으로 위로 이동하며, 물은 디자인 A 에서 채널의 상부 수평 부분상의 증기 정체(stagnation)의 잠재적 문제가 접근되도록 암모니아 채널 위로 하향하여 흐른다. 도 25b는 암모니아 채널의 횡단면도를 도시하고 있다.

도 26a는 디자인 B1 에 사용된 바와 같은 직교류-대향류인 디자인 B2 를 개략적으로 도시하고 있다. 도 26b는 암모니아 채널의 횡단면도를 도시하고 있다. 디자인 B1 과 디자인 B2 사이의 주요한 차이는 암모니아 유동 채널 면적이다. 디자인 B2 는 디자인 B1 에 비해 감소된 암모니아 유동 채널 면적을 갖는다. 디자인 B2 에서 암모니아 질량 유속을 제어하기 위해, 카세트 당 암모니아 통과의 횟수는 2개의 유입구 및 2개의 배출구를 가짐으로써 2배가 된다(도 26a 참조).

표 3은 압연-접합된 열교환기의 5개의 상이한 초기 디자인의 시스템 레벨 비교를 도시하고 있다. 기본 디자인에 대해, 카트리지 크기는 주로 낮은 암모니아 열전달계수(heat transfer coefficient)(HTC)에 기인한 상대적으로 작은 열전달계수(U)로 인해 극도로 컸다. 따라서, 기본 디자인은 요구된 전체 열전달 용량을 제공하기 위해 큰 플레이트 면적을 요구하였다. 기본 경우의 열전달 표면적은 허용할 수 없는 범위에 있지만, 디자인 A, 디자인 B1, 및 디자인 B2 의 열교환기 표면적은 100만ft² 보다 적으며, 이것은 계획된 OTEC 시스템에 대해 허용 가능한 범위에 있다. 디자인 A 의 열교환기에서, 암모니아 증기는 상당한 문제점을 잠재적으로 유발시키는 채널의 수평 부분에서 아마도 걸릴 수 있다. 디자인 B2 열교환기는 디자인 B1 열교환기 보다 작은 발자국 및 낮은 비용으로 요구된 전체 열전달 용량을 제공하였다. 따라서, 디자인 B2 열교환기 디자인이 최종 디자인으로서 선택되었다.

초기 디자인들의 비교

매개변수들	단위	기본경우-낮은 유동 면적 비율	기본경우-높은 유동 면적 비율	디자인-A	디자인-B1	디자인-B2
물-측부 HTC	BTU/ft2hrR	545	480	941	1,171	1,191
암모니아 HTC	BTU/ft2hrR	116	379	1,870	3,917	7,619
U	BTU/ft2hrR	95	210	611	871	990
카트리지 크기	ft × ft	3×34.58	3×67.05	3×10.67	3×10	3×9.5
카트리지의 개수	EA	40,778	28,692	20,584	16,300	16,296
열교환기 용적	Ft3	83,272	113,616	12,970	10,585	7,391
플레이트 표면적	Ft2	4,767,465	6,198,791	742,576	483,959	464,550
코멘트		허용 불가능한 결과		실행 불가능한 디자인	OK	OK

실험실 테스트를 위한 원형 증발기 디자인

초기 디자인 대안의 평가는 실험실 테스트를 위한 원형 열교환기에 사용된 유동 패턴으로서 디자인 B2 의 선택으로 이어졌다. 디자인 B2 에 기초한 여러개의 추가적인 디자인들도 테스트되었다.

본래의 카트리지 크기는 3×10ft 이었다. 그러나, 실험실 테스트 장비로 이들 열교환기를 평가하기 위하여, 열교환기 크기는 테스트 장비의 높이 제한으로 인해 줄여져야만 한다.

유압 테스트를 받고 있는 물체의 크기를 줄이는 전형적인 방법은 "유사성(similarity) 분석"을 사용하는 것이다. 이 방법은 레이놀드 수(Reynolds number) 및 프란틀 수(Prandtl number)와 같은 무차원 수(dimensionless number) 및 열 특성의 유지뿐만 아니라 차원 종횡비(aspect ratio)의 유지에 의존한다. 그러나, 유사성 분석 접근법은 열교환기에 대한 플레이트 두께가 제조를 위해 최소한으로 요구되는 1.0 mm 에 기초하여 1.5 mm 로 고정되고 또한 암모니아 간극 크기가 추가로 감소될 수 없기 때문에, 이 용도를 위해서는 사용될 수 없다. 따라서, 하기의 대안적인 방법이 사용되었다.

위에 서술한 바와 같이, 본래의 카트리지 크기는 3×10ft 이었다. 테스트 카트리지 크기는 테스트 장비 제한에 기초하여 본래 카트리지 크기의 1/4 로서 선택되었다(도 27a 및 27b 참조). 테스트 열교환기를 위해, 열교환기를 통한 물 온도 변화가 카트리지 높이 감소에 비례하여 감소되었으며, 또한 암모니아 증기 품질 변화도 동일한 증발 온도에 비례하여 감소되었다. 암모니아 및 물 레이놀드 수는 일정하게 유지되었다.

원형 열교환은 에지 효과를 최소화하기 위해 4개의 카세트로 설계되었다.

도 28은 40개의 암모니아 채널 및 2개의 모형(dummy) 채널을 포함한 패턴(1)을 도시하고 있다. 도면은 반시계 방향으로 90°회전되었으므로, 도면의 좌측이 열교환기의 상부이고 또한 우측이 바닥이다. 암모니아는 바닥을 통해 들어가고 그리고 상부로부터 빠져나온다. 암모니아 질량 유속은 유동 경로를 따라 일정하도록 설계되었다. 2개의 모형 채널이 물 채널을 형성하도록 설계되었다. 암모니아 채널의 압력은 모형 채널을 통해 측정되었다. 모형 채널 및 관련된 압력 변환기는 테스트 목적을 위한 것이며 또한 생산 모델에 포함되지 않는다.

도 29a는 함께 연결된 4개의 암모니아 채널을 포함한 패턴(2)을 도시하고 있다. 평행한 암모니아 채널들 사이의 더 좋은 유동 분배를 위해, 헤더(header) 부분의 횡단면적은 도 18에 대해 이미 논의된 바와 같이 유동을 따라 변하도록 설계된다. 암모니아 질량 유속은 열교환기를 통해 균일하도록 설계되었다. 대안적인 암모니아 채널 디자인에서, 모서리는 둥글며, 또한 도 29b에 도시된 바와 같이 예리한 모서리로 인한 압력 강하를 최소로 하기 위해 가이드 베인이 적용된다.

도 30a는 암모니아 증기 품질이 증가할 때 암모니아 압력 강하도 증가하도록, 유동 경로를 따라 증가하는 개수의 암모니아 채널을 포함하는 패턴(3)을 도시하고 있다. 따라서, 암모니아 질량 유속은 낮은 증기 품질에서 높은 암모니아 질량 유속을 갖고 또한 높은 증기 품질에서 낮은 암모니아 질량 유속을 갖는 증기 품질로 변하도록 설계되었다. 대안적인 암모니아 채널 디자인에서, 모서리는 둥글며, 또한 도 29b에 도시된 바와 같이 예리한 모서리로 인한 압력 강하를 최소로 하기 위해 가이드 베인이 적용된다.

도 31은 패턴(4)을 도시하고 있다. 오목부, 오프셋과 같은 여러개의 표면 강화부 및 파도형 패턴이 열교환기의 성능을 개선시키는 것으로 간주되었다. 이들 종류의 표면 강화부 선택사항은 시스템 열전달계수를 증가시킬 것으로 예상되지만, 그러나 압력 강하도 증가시킨다. 압력 강하가 목표값으로 조절되었을 때, 열전달계수 값이 패턴(3)의 열전달계수 값 보다 높거나 낮다. 파도형 패턴이 패턴(4)에 적용되었으며 또한 그 성능 특성이 실험 테스트를 통해 평가되었다.

도 32는 표면 강화부를 위한 선택사항으로서 암모니아 채널에 적용된 오프셋 패턴을 포함한 패턴(5)을 도시하고 있다. 패턴(4)과 동일하게, 열전달계수와 압력 강하 사이의 관계가 실험 데스트를 통해 조사되었다.

제안된 패턴의 성능 및 물리적 특성이 OTEC 시스템을 위해 조사된다. 표 3은 25 MWe 에 대한 4-스테이지 사이클의 하나의 증발기를 위한 상이한 패턴 디자인의 개요를 도시하고 있다. 물 채널 간극 및 플레이트의 개수는 HX 적층 깊이가 28' 제한치를 초과하지 않도록 계산되었다.

패턴(1)에 대해, 증발기의 U 값은 높은 암모니아 열전달계수로 인해 990 BTU/ft2hrR 로 계산되었다. 그러나, 암모니아-측부 압력 강하는 975 psi 로서 예측되었으며, 이것은 절대 작동 압력 보다 훨씬 크다. 따라서, 암모니아 압력 강하는 이 패턴을 실현 가능한 것으로 하는 제한 인자일 것이다.

패턴(2)은 패턴(1)의 암모니아-측부 압력 강하를 감소시킬 의도로 제안되었다. 증발기를 통한 암모니아-측부 압력 강하는 암모니아 질량 유속을 조절함으로써 50 kPa 보다 작게 감소되었다. U 값은 660 BTU/ft2hrR 로서 계산되었다. 25 MW 에 대한 플레이트 개수 및 4-스테이지 사이클 중 하나의 플레이트 개수 및 증발기 용적은 각각 22,250 EA 및 9,526 ft3 으로서 계산되었다.

패턴(3)의 U 값은 629 BTU/ft2hrR 로서 계산되었으며, 이것은 패턴(2)의 U 값 보다 5% 낮은 반면에, 암모니아-측부 압력 강하는 패턴(2)의 압력 강하 보다 16% 작은 38 kPa 로서 계산되었다.

패턴(4 및 5)에 대해, 물 및 암모니아 열전달계수는 패턴(3)에 비해 5% 증가된 것으로 가정되었다. 이들 값이 증가될 때, U 값 또한 증가한다. 이것은 필요로 하는 작은 활성 열전달 면적으로 나타나므로, 플레이트 개수가 감소될 수 있으며, 그리고 따라서 물 및 암모니아 질량 유속이 증가될 수 있다. 물-측부 HTC 가 5% 증가된 반면, 암모니아-측부 HTC 는 증가된 암모니아 질량 유속 및 표면 강화부로 인해 13.5% 증가된다. 최종적으로, U 값은 688 BTU/ft2hrR 로 추정되었다.

표 5는 예로서 100 MW OTEC 시스템을 위한 패턴(2) 디자인에 대한 플레이트의 개수 및 증발기 용적을 도시하고 있다.

계산된 열교환기 특성들

매개변수	단위	패턴 1	패턴 2	패턴 3	패턴 4/5
물 HTC	W/m2 K	6,760	6,339	6,380	6,699
	BTU/ft2 hrR	1,191	1,116	1,124	1,180
암모니아 HTC	W/m2 K	43,261	9,768	8,833	10,026
	BTU/ft2 hrR	7,619	1,720	1,556	1,176
U 값	W/m2 K	5,622	3,746	3,572	3,909
	BTU/ft2 hrR	990	660	629	688
암모니아 질량 유속	kg/m2 K	588.7	86.3	134_>58	149_>64
	Lb/ft2 s	121	18	27_>12	31_>13
증발기에서의 암모니아 압력 강하	kPa	6,032	45.5	38.2	46
	Psi	875	6.6	5.5	6.7
플레이트 개수	EA	16,296	22,248	23,784	21,520
증발기 용적(25 MWe 에 대한 4-스테이지 사이클 중 하나)	ft3	7,391	9,528	9,956	9,320
플레이트 크기	ft×ft	3×9.5	3×10	3×10	3×10
단위 길이 당 카세트 개수	EA/ft	24.3	33.1	35.4	32.0
코멘트	-	실행 불가능한 디자인	실행 가능한 디자인	OK	추정된

*: 물-측부 HTC 는 CFD 로부터 얻어졌다.

100 MWe OTEC 플랜트에 대한 패턴 2 디자인을 갖는 추정된 증발기

매개변수들	1	1	1	4개의 챔버	16개의 챔버
	모듈	적층부	챔버	25 MWe 에 대해	100 MWe 에 대해
플레이트의 개수(EA)	1,854	5,562	22,248	88,992	355,968
카세트의 개수(EA)	927	2,781	11,124	44,496	177,984
증발기 용적(ft3 )	794	2,382	9,528	38,112	152,448

표 6은 측정된 열교환기 특성을 도시하고 있다. 암모니아-측부 HTC 는 칸들리카(Kandlikar)(1990) 및 샤(Shak) 연관성들 사이의 평균값으로서 계산되었으며, 또한 암모니아-측부 압력 강하는 로크하드(Lockhard) 및 마르티넬리(Martinelli)(1949) 및 프리이델(Friedel)(1980) 연관성들 사이의 평균값으로서 계산되었다. 1.5×5ft 의 치수를 갖는 8개의 카트리지가 원형 증발기를 위해 사용되었다.

측정된 열교환기 특성들

매개변수	단위	패턴 1	패턴 2	패턴 3	패턴 4/5
물 HTC	W/m2 K	6,760	6,339	6,380	6,699
	BTU/ft2 hrR	1,191	1,116	1,116	1,180
암모니아 HTC	W/m2 K	34,297	9,301	8,337	8,985
	BTU/ft2 hrR	6,040	1,638	1,468	1,582
U 값	W/m2 K	5,437	3,675	3,515	3,740
	BTU/ft2 hrR	958	647	619	659
암모니아 질량 유속	kg/m2 K	440.8	81	162_>54	167_>56
	Lb/ft2 s	90	16.6	33_>11	34_>11
증발기에서의 암모니아 압력 강하	kPa	1,908	25.1	20	21.7
	Psi	277	3.6	3	3.15
플레이트 크기	ft×ft	1.5×5	1.5×5	1.5×5	1.5×5
플레이트 개수	EA	8	8	8	8
코멘트	-	하나의 긴 채널	연결된 4개의 채널	연결된 채널 개수의 증가	표면 강화된

*: 물-측부 HTC 는 CFD 로부터 얻어졌다.

물- 측부상의 연산된 (computational) 유체 역학 시뮬레이션

열전달계수 및 압력 강하 특성을 조사하기 위해, 압연 접합된 열교환기의 물-측부상에 CFD 시뮬레이션이 실행되었다. 여러개의 상이한 디자인이 평가되었다.

도 33은 암모니아 측부의 이중 간극 디자인을 도시하고 있다. 높은 유량비를 갖는 기본 경우에 대해, 낮은 핀 효율은 많은 개수의 플레이트 및 거대한 열교환기 용적으로 나타났다. 따라서, 핀 효율을 높이 증가시키기 위해, 암모니아 간극을 증가시키는 개념이 착안되었으며 그리고 평가되었다. 제안된 개념의 상세한 형상이 표7에 도시되어 있다.

암모니아 측부의 이중 간극 디자인의 상세한 형상

매개변수	A	b	c	D	t
단위	Mm	mm	mm	mm	mm
값	10	0.5	0.75	0.5	0.5

표8은 암모니아 측부의 이중 가스 디자인의 CFD 결과를 도시하고 있다. 기본적으로, 이것은 높은 물 HTC 및 핀 효율을 도시하고 있다. 그러나, 응력 분석 결과는 간극(d)이 상대적으로 작고 또한 폭(a)이 크기 때문에 디자인이 암모니아 압력을 견딜 수 없음을 도시하고 있다. 따라서, 이 디자인은 실용 불가능한 것으로 결론났다.

암모니아 측부의 이중 간극 디자인의 CFD 결과

	물 HTC	DP	질량 유속	효율	Re
SI 단위	W/m2K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
	10,721	5,682	2,915	94%	76,242
IP 단위	BTU/hft2℉	Psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
	1,888	0.25	597	94%	76,242

디자인 B1 의 상세한 형상이 도 34에 도시되어 있다. 이것은 직교류 대향류 디자인이다. 여러개의 상이한 간극 크기가 열교환기를 평가하였다. 이것이 직교류 대향류 디자인이기 때문에, 채널 패턴이 설계되었으며 그리고 그 후 암모니아-측부 열전달계수 및 압력 강하가 결정되었다. 그 후, 상이한 물 간극 크기를 갖는 열교환기가 물-측부에 대해 평가되었다.

상이한 간극 크기의 CFD 시뮬레이션 결과가 표9에 도시되어 있다. 카트리지 크기가 3×10ft 로 고정되었기 때문에, 압력 강하가 0.2 psi/ft 로 유지되었다. 물 열전달계수는 1,000 내지 1,200 BTU/ft² Rhr 의 범위이었다.

디자인 B1 의 CFD 결과

		물 HTC	DP	질량 유속	핀 효율	Re
g=5.3 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		5,974	4,575	799	96%	4,400
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	Psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,052	0.2	164	96%	4,400
g=8.7 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		6,009	4,614	860	96%	10,652
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	Psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,058	0.20	176	96%	10,652
g=9.4 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		6,757	4,542	1,108	96%	14,782
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	Psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,190	0.2	227	96%	14,782

디자인 B2 의 상세한 형상이 도 35에 도시되어 있다. 디자인 B1 에 비해, 디자인 B2 의 암모니아 채널 간극 높이는 6. 5로부터 20.0 mm 로 감소되었다. 이 접근법은 물-측부 압력 강하를 감소시킨다. 따라서, 물-측부 HTC 를 향상시키기 위해, 물 질량 유속이 증가될 수 있다.

표 10은 압력 강하가 모든 경우에 대해 0.2 psi/ft 로 유지될 동안 디자인 B2 의 CFD 결과를 도시하고 있다. 물-측부 HTC 는 1,200 내지 1,400 Btu/ft² Rhr 의 범위이었다.

디자인 B2 의 CFD 결과

		물 HTC	DP	질량 유속	핀 효율	Re
g=5 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		6,663	4,585	1,732	94%	12,349
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,173	0.203	355	94%	12,349
g=6 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		7,131	4,593	1,936	94%	16,520
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,256	0.203	397	94%	16,520
g=7 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		7,488	4,518	2,096	94%	20,829
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,319	0.2	429	94%	20,829
g=8 mm	SI 단위	W/m2 K	Pa/m	kg/m2 s	-	-
		7,948	4,454	2,226	94%	25,238
	IP 단위	BTU/hft2 ℉	psi/ft	Lb/ft2 s	-	-
		1,400	0.197	456	94%	25,238

추가적인 OTEC 특징들

OTEC 발전소의 예시적인 실시예에서, 연안 OTEC 스파 플랫폼은 정격(rated) 디자인 상태에서 약 25 MWe Net 를 각각 생산하는 4개의 분리된 전력 모듈을 포함한다. 각각의 전력 모듈은 상이한 압력 및 온도 레벨로 작동하는 4개의 분리된 전력 사이클 또는 캐스케이드형 열역학 스테이지를 포함하며 또한 4개의 상이한 스테이지에서 바닷물 시스템으로부터 열을 픽업(pick up)한다. 4개의 상이한 스테이지들은 직렬로 작동한다. 정격 디자인 조건(전체 부하-여름 조건)에서 4개의 스테이지의 대략적인 압력 및 온도 레벨은 다음과 같다.

터빈 입구 압력/온도( Psia )/(℉) 응축기 압력/온도( Psia )/(℉)

제1 스테이지 137.9/74.7 100.2/56.5

제2 스테이지 132.5/72.4 93.7/53

제3 스테이지 127.3/70.2 87.6/49.5

제4 스테이지 122.4/68 81.9/46

작동유체는 따뜻한 바닷물(warm sea water)(WSW)로부터 열을 픽업함으로써 복수의 증발기에서 비등된다. 포화된 증기가 증기 분리기에서 분리되며 그리고 STD 스케쥴에 의해 암모니아 터빈, 무이음매(seamless) 탄소강 파이프로 이어진다. 응축기에서 응축된 액체는 2×100% 전기 모터 구동식 정속(constant speed) 공급 펌프에 의해 증발기로 다시 펌핑된다. 사이클-1 및 4 의 터빈은 공통의 발전기를 구동시킨다. 유사하게, 사이클-2 및 3 의 터빈은 다른 공통의 발전기를 구동시킨다. 일부 실시예에서, 각각의 플랜트 모듈에 2개의 발전기가 있으며 그리고 100 MWe 플랜트에서는 모두 8개의 발전기가 있다. 증발기로의 공급은 증기 분리기의 레벨을 유지하는 공급 제어 밸브에 의해 제어된다. 응축기 레벨은 제어 밸브를 형성하는 사이클 유체에 의해 제어된다. 공급 펌프 최소 유동은 공급 라인상의 유량계(flow meter)에 의해 조절되는 제어 밸브를 통해 응축기로 이어진 재순환 라인에 의해 유지된다.

작동에 있어서, 모듈의 4개의 전력 사이클이 독립적으로 작동한다. 필요하다면 예를 들어 장애의 경우 또는 유지보수를 위해, 임의의 사이클이 다른 사이클의 작동을 방해하지 않고 정지될 수 있다. 이런 부분적인 정지는 전체 전력 모듈의 순 전력 생성을 감소시킬 것이다.

시스템은 큰 용적의 바닷물을 요구하며 또한 차가운 및 따뜻한 바닷물을 취급하기 위한 별도의 시스템을 포함하며, 각각은 그 펌핑 설비, 물 도관, 배관, 밸브, 열교환기, 등을 갖는다. 바닷물은 신선한 물 및 이것을 감안하여 주의깊게 선택될 필요가 있는 이것과 접촉할 수 있는 모든 재료 보다 더 부식성이다. 바닷물 시스템의 주요 구성요소에 대한 건조 재료는 다음과 같을 것이다.

큰 구멍(bore) 배관: 유리섬유 보강된 플라스틱(FRP)

큰 바닷물 도관 및 챔버: 에폭시-코팅된 탄소강

큰 구멍 밸브: 고무 안감 나비 타입

펌프 임펠러(impeller): 적절한 청동 합금

적절한 수단에 의해 제어되지 않는 한, 바닷물 시스템 내측의 생물학적 성장은 플랜트 성능의 상당한 손실을 유발시킬 수 있으며 또한 플랜트로부터의 출력을 낮추는 것으로 이어지는 열전달 표면의 부착(fouling)을 유발시킬 수 있다. 또한, 이 내부 성장은 물 유동에 대한 저항을 증가시킬 수 있어, 더 큰 펌핑 전력 요구, 낮은 시스템 유동, 등 또한 심지어 더 심각한 경우에 유동 경로의 완전한 파손을 유발시킨다.

깊은 해양으로부터 빨아들인 물을 사용하는 차가운 바닷물(Clod Sea Water)("CSW") 시스템은 생물-부착(bio-fouling) 문제가 없거나 또는 거의 없다. 이들 심해의 물은 많은 햇빛을 수용하지 않으며 또한 산소가 결핍되어 있으며, 따라서 심해에는 살아있는 유기물이 더 적다. 그러나, 무산소(anaerobic) 박테리아의 일부 타입은 일부 조건 하에 심해에서 성장할 수 있다. 충격 염소처리(shock chlorination)가 생물-부착을 제거하는데 사용될 것이다.

거의 표면으로부터의 따뜻한 바닷물을 취급하는 따뜻한 바닷물("WSW") 시스템은 생물-부착으로부터 보호되어야만 할 것이다. 부착 비율은 근해의 물 보다 OTEC 작동에 적합한 열대 개방 해양수가 훨씬 낮은 것으로 밝혀졌다. 필요 시, 환경적으로 용인되는 매우 낮은 분량(dose)으로 OTEC 시스템의 생물-부착을 제어하는데 화학 작용제가 사용될 수 있다. 소량의 염소의 도싱(dosing)이 바닷물에서 생물-부착을 제거하는데 매우 효과적인 것으로 판명되었다. 하루 당 1 시간씩 약 70 ppb 의 비율로 염소의 분량이 해양 유기물의 성장을 방지하는데 매우 효과적이다. 이 분량 비율은 EPA 에 의해 규정된 환경적으로 안전한 레벨의 단지 1/20 이다. 염소-저항성 유기물을 제거하기 위해 가끔 다른 타입의 처리[열 충격, 충격 염소처리, 다른 살생제(biocide), 등]가 낮은 분량 처리의 방식의 중간에 사용될 수 있다.

바닷물 스트림을 도싱하는데 필요한 염소는 바닷물의 전기분해에 의해 플랜트 선박에 탑승하여 발생된다. 이 타입의 전해-염소처리 플랜트는 상용으로 이용가능하며 또한 도싱을 위해 사용되는 차아염소산염(hypochlorite) 용액을 생산하는데 성공적으로 사용되어 왔다. 전해-염소처리 플랜트는 저장 탱크를 가득 채우도록 계속적으로 작동할 수 있으며, 또한 이들 탱크의 내용물이 위에 서술한 주기적인 도싱을 위해 사용된다.

바닷물 도관은 침전물(sediment)이 퇴적되거나 또는 유기물이 정착하여 군락(colony)을 시작하는 임의의 죽은 포켓(pocket)을 피하도록 설계된다. 거기에 수집될 수도 있는 퇴적물을 불어내기 위해 물 도관의 낮은 지점으로부터 수문(sluicing) 장치가 제공된다. 도관 및 물 챔버의 높은 지점은 걸린 가스가 탈출하는 것을 허용하도록 통기(vent)된다.

차가운 바닷물(CSW) 시스템은 플랜트 선박을 위한 공통의 깊은 물 흡입부, 및 물 펌핑/분배 시스템, 그 관련된 급수 배관(water piping)을 갖는 응축기, 및 물을 다시 바다로 복귀시키기 위한 방출 도관으로 구성될 것이다. 차가운 바닷물 흡입 파이프는 2700ft 이상(예를 들어, 2700ft 내지 4200ft)의 깊이로 아래로 연장되며, 거기에서 바닷물 온도는 대략적으로 일정한 40℉ 이다. 파이프로의 유입구는 큰 유기물이 이것에 흡입되는 것을 정지시키기 위해 스크린에 의해 보호된다. 파이프에 들어간 후, 냉수는 바다 표면을 향해 위로 흐르며 그리고 선박 또는 스파의 바닥 근처의 차가운 웰 챔버(well chamber)로 전달된다.

CSW 공급 펌프, 분배 도관, 응축기, 등은 플랜트의 가장 낮은 레벨로 위치된다. 펌프는 횡단 도관으로부터 흡입을 시행하며 그리고 냉수를 분배 도관 시스템으로 전송한다. 4×25% CSW 공급 펌프가 각각의 모듈을 위해 제공된다. 각각의 펌프는 필요 시 이것들이 검사, 유지보수, 등을 위해 격리 및 개방될 수 있도록 유입구 밸브와 독립적으로 구성된다. 펌프는 고효율 전기 모터에 의해 구동된다.

차가운 바닷물은 직렬의 사이클의 응축기를 통해 흐르며 그리고 그 후 CSW 오수(effluent)가 다시 바다로 방출된다. CSW 는 요구된 순서대로 직렬의 4개의 플랜트 사이클의 응축기 열교환기를 통해 흐른다. 응축기 시설은 이것들이 필요 시 세척 및 유지보수를 위해 격리 및 개방되는 것을 허용하도록 배치된다.

WSW 시스템은 바다 표면의 아래에 위치된 수중 흡입 그릴(grill), 유입되는 물을 펌프로 이송하기 위한 흡입 플레넘, 워터 펌프(water pump), 열전달 표면의 부착을 제어하는 살생제 도싱 시스템, 부유 물질에 의한 파손을 방지하기 위한 물 여과(straining) 시스템, 그 관련된 급수 배관을 갖는 증발기, 및 물을 다시 바다로 복귀시키기 위한 방출 도관을 포함한다.

흡입 그릴은 바다 표면 근처로부터 온수를 빨아들이기 위해 플랜트 모듈의 외측 벽에 제공된다. 흡입 그릴에서의 면속도(face velocity)는 수중 유기물의 혼입(entrainment)을 제한하기 위해 0.5 ft/sec 보다 낮게 유지된다. 또한, 이들 그릴은 큰 부유 찌꺼기의 유입을 방지하며 또한 그 깨끗한 개구는 펌프 및 열교환기를 안전하게 통과할 수 있는 고형물(solid)의 최대 크기에 기초하고 있다. 이들 그릴을 통과한 후, 물은 그릴 뒤에 위치된 흡입 플레넘에 들어가며 그리고 WSW 공급 펌프의 흡입부로 지향된다.

WSW 펌프는 펌프 바닥의 반대측 상에 2개의 그룹으로 위치된다. 펌프의 절반은 각각의 그룹을 위한 흡입 플레넘으로부터 분리된 흡입 연결부를 갖는 각각의 측부상에 위치된다. 이러한 배열은 흡입 플레넘의 임의의 부분을 통한 최대 흡입 비율을 전체 유동의 약 1/16 로 제한하며 따라서 흡입 시스템에서 마찰 손실을 감소시킨다. 각각의 펌프는 이것들이 필요 시 검사, 유지보수, 등을 위해 격리 및 개방될 수 있도록 유입구측 상에 밸브를 갖는다. 펌프는 펌프 출력을 부하에 어울리게 하는 가변형 주파수 드라이브를 갖는 고효율 전기 모터에 의해 구동된다.

WSW 시스템 또한 특히 그 열절단 표면의 생물-부착을 제어하는 것이 필요하며, 또한 이를 위해 펌프의 흡입부에 적절한 살생제가 투여될 것이다.

온수 스트림은 열교환기의 좁은 통로를 차단할 수 있는 큰 부유 입자를 제거하도록 여과될 필요가 있다. 필요하다면, 이를 위해 큰 자동 필터 또는 '찌꺼기 필터'가 사용될 수 있다. 부유 물질은 스크린 상에 남아 있을 수 있으며 그리고 그 후 역세척(backwashing)에 의해 제거된다. 부유 고형물을 이송하는 역세척 오수는 바다로 복귀되는 플랜트의 방출 스트림으로 지향될 것이다. 이를 위한 정확한 요구사항은 바닷물 품질에 관해 더 많은 데이터의 수집 후 디자인의 추가적인 발전 중 결정될 것이다.

여과된 따뜻한 바닷물(WSW)은 증발기 열교환기로 분배된다. WSW 는 요구된 순서대로 직렬의 4개의 플랜트 사이클의 증발기를 통해 흐른다. 마지막 사이클로부터의 WSW 오수는 바다 표면 아래로 대략적으로 175 피트 또는 그 이상의 깊이로 방출된다. 그 후 이것은 바닷물의 온도(및 그에 따라 밀도)가 오수의 온도와 어울릴 심해로 서서히 가라앉는다.

추가적인 면들

기본적인 냉수 흡입 파이프는 스테이브된 세그먼트형 인발성형된(pultruded) 유리섬유 파이프이다. 각각의 스테이브 세그먼트는 길이가 40-50' 이다. 스테이브 세그먼트는 서로 맞물리는 이음매를 형성하도록 스테이브를 엇갈리게 함으로써 접합될 수 있다. 파이프 스테이브는 폭이 52 인치까지 또한 길이가 적어도 50 피트로 패널로 압출될 수 있으며 또한 폴리우레탄, 폴리에스테르, 또는 비닐에스테르 수지를 갖는 e-유리 또는 s-유리를 포함할 수 있다. 일부 양태에서, 스테이브 세그먼트는 콘크리트일 수 있다. 스테이브는 고형 건축물일 수 있다. 스테이브는 코어형(cored) 또는 벌집형(honeycombed) 건축물일 수 있다. 스테이브는 서로 맞물리도록 설계될 것이며 또한 냉수 파이프의 부분들 사이에 플랜지의 사용을 제거함으로써 스테이브의 단부가 엇갈릴 것이다. 일부 실시예에서, 스테이브는 길이가 40ft 일 수 있으며 또한 파이프 부분이 접합되는 5ft 및 10ft 로 엇갈린다. 스테이브 및 파이프 부분은 예를 들어 폴리우레탄 또는 폴리에스테르 접착제를 사용하여 함께 접합될 수 있다. 3M 및 다른 회사가 적절한 접합제를 제조한다. 만일 샌드위치 건설이 사용되면, 폴리카보네이트 발포체(foam) 또는 합성 발포체가 코어 재료로서 사용될 수 있다. 스파이더 크래킹(spider cracking)이 피해질 수 있으며 또한 폴리우레탄의 사용은 신뢰성 있는 디자인을 제공하는 것을 돕는다.

일부 실시예에서, 구상중인 CWP 는 연속적이며, 즉 이것은 부분들 사이에 플랜지를 갖지 않는다.

CWP 는 구형 베어링 조인트를 통해 스파에 연결될 수 있다. 또한, 냉수 파이프는 승강 케이블 및 램(ram)의 조합물 또는 데드-볼트(dead-bolt) 시스템을 사용하여 스파에 연결될 수 있다.

플랫폼으로서 스파 부표(buoy)를 사용하는 중요한 장점들 중 하나는 그렇게 하는 것이 심지어 가장 심각한 100년 만의 폭풍이라도 스파 자체와 CWP 사이의 상대적으로 작은 회전으로 나타난다는 것이다. 추가적으로, 스파와 CWP 사이의 수직 및 횡방향 힘은 구형 볼과 그 시트(seat) 사이의 하향하는 힘이 베어링 표면을 항상 접촉시키도록 형성된다. 수 밀봉부(water seal)로도 작용하는 이 베어링은 그 짝을 이루는 구형 시트와의 접촉으로부터 나오지 않는다. 따라서, CWP 를 제 위치에 수직으로 보유시킬 메카니즘을 설치할 필요가 없다. 이것은 구형 베어링 디자인을 단순화하는 것을 도우며 또한 그렇지 않을 경우 추가적인 CWP 파이프 억제 구조물 또는 하드웨어에 의해 유발되는 압력 손실을 제한한다. 또한,구형 베어링을 통해 전달된 횡방향 힘은 이것들이 CWP 의 수직의 억제에 대한 필요 없이 적절히 수용될 수 있을 정도로 충분히 낮다.

여기에서의 실시예가 부유된 연안 선박 또는 플랫폼의 복수-스테이지 열교환기를 서술하였지만, 다른 실시예가 본 발명의 범위 내에 있음을 인식해야 한다. 예를 들어, 복수-스테이지 열교환기 및 일체화된 유동 통로는 해안 기반 OTEC 설비를 포함하는 해안 기반 설비와 통합될 수 있다. 더욱이, 온수는 따뜻한 신선한 물, 지열로 가열된 물, 또는 산업상 방출수(예를 들어, 핵발전소 또는 다른 산업용 플랜트로부터 방출된 냉각수)일 수 있다. 냉수는 차가운 신선한 물일 수 있다. 여기에 서술된 OTEC 시스템 및 부품은 전기 에너지 생산 또는 정수(water purification), 깊은 매립(water reclamation), 수경재배(aquaculture), 바이오매스(biomass) 또는 바이오 연료의 생산, 및 또 다른 산업을 포함하는 다른 분야에 사용될 수 있다.

여기에 언급한 모든 문헌은 그 전체가 참조인용된다.

다른 실시예는 하기의 청구범위의 범주 내에 있다.

Claims (20)

1. 열교환 플레이트로서:
   비-작동유체에 노출되는 전방 외측 표면 및 후방 외측 표면; 및
   제1 방향의 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 제2 방향의 다수의 평행한 제2 유동 경로를 포함하는, 상기 전방 외측 표면 및 후방 외측 표면 사이의 내측 작동유체 유동 채널을 포함하는 것인 열교환 플레이트.
2. 제1항에 있어서,
   상기 제1 방향은 상기 제2 방향과 반대이며 상기 제2 방향과 평행한 것인 열교환 플레이트.
3. 제1항에 있어서,
   상기 제1 및 제2 유동 경로의 상기 제1 및 제2 방향은 상기 비-작동유체의 유동 방향과 직교하는 것인 열교환 플레이트.
4. 제1항에 있어서,
   상기 플레이트는, 작동유체가 낮은 증기 품질을 가질 때 상대적으로 높은 작동유체 질량 유속의 제1 영역 및 작동유체가 높은 증기 품질을 가질 때 상대적으로 낮은 작동유체 질량 유속의 제2 영역을 더 포함하는 것인 열교환 플레이트.
5. 제1항에 있어서,
   상기 내측 유동 채널은, 상기 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 다수의 평행한 제2 유동 경로와 유체 접촉하는 변화하는 공간의 영역을 갖는 것인 열교환 플레이트.
6. 제5항에 있어서,
   상기 다수의 제1 유동 경로 및 다수의 제2 유동 경로 내에 하나 이상의 구조적 벽을 더 포함하며, 상기 하나 이상의 벽은 대략 상기 유동 경로와 평행하며 그리고 상기 변화하는 공간의 영역에서 종결되는 것인 열교환 플레이트.
7. 제6항에 있어서,
   상기 하나 이상의 구조적 벽은 말단측 단부에 방향성 베인을 포함하며 그리고 유동 방향으로 배향되는 것인 열교환 플레이트.
8. 제6항에 있어서,
   상기 하나 이상의 구조적 벽은 구조적 벽의 기부측 단부에 방향성 베인을 포함하는 것인 열교환 플레이트.
9. 제1항에 있어서,
   상기 다수의 제1 유동 경로 및 다수의 제2 유동 경로의 유동 경로는 155mm 내지 60mm 의 횡단면적을 갖는 공극을 포함하는 것인 열교환 플레이트.
10. 제1항에 있어서,
    상기 열교환 플레이트는 복합 취입성형된 플레이트인 것인 열교환 플레이트.
11. 제1항에 있어서,
    상기 열교환 플레이트는 알루미늄인 것인 열교환 플레이트.
12. 제1항에 있어서,
    상기 플레이트를 통한 작동유체 압력 강하는 약 0.2 psi/ft 인 것인 열교환 플레이트.
13. 제1항에 있어서,
    비-작동유체 열전달계수는 900 내지 1400 Btu/ft²Rhr 범위인 것인 열교환 플레이트.
14. 제1항에 있어서,
    상기 제1 방향의 다수의 평행한 제1 유동 경로 및 상기 제2 방향의 다수의 평행한 제2 유동 경로의 패턴은, 상기 열교환 플레이트의 길이를 통해 반복되는 것인 열교환 플레이트.
15. 제14항에 있어서,
    상기 다수의 제1 유동 경로 및 다수의 제2 유동 경로에서 유동 경로의 개수는, 상기 패턴이 상기 열교환 플레이트의 길이를 통해 반복됨에 따라, 증가하는 것인 열교환 플레이트.
16. 제14항에 있어서,
    상기 다수의 제1 유동 경로에서 유동 경로의 개수는 제1 방향 당 4개의 유동 경로에서 제1 방향 당 6개의 유동 경로까지 증가하는 것인 열교환 플레이트.
17. 제14항에 있어서,
    상기 다수의 제1 유동 경로에서 유동 경로의 개수는 제1 방향 당 2개의 유동 경로로에서 제1 방향 당 4개의 유동 경로까지 증가하는 것인 열교환 플레이트.
18. 제1항에 있어서,
    상기 비-작동유체는 바닷물인 것인 열교환 플레이트.
19. 제1항에 있어서,
    상기 작동유체는 암모니아인 것인 열교환 플레이트.
20. 제1항에 있어서,
    상기 플레이트는 OTEC 열교환 플레이트인 것인 열교환 플레이트.

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