JPH06502479A - 渦巻形熱交換器 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるため要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 渦巻形熱交換器 本発明は、第１媒体が流通する円筒ケーシングと、シリンダー軸の回りに渦巻形 に走行し、第２媒体が流通する導管とを備えた渦巻形熱交換器に関する。この形 式の渦巻形熱交換器は、公開文書ＤＥ−３５１９３１５Ａ１において開示される 。 この出版において開示された熱交換器の場合に、第２媒体が流通する渦巻形式に おける導管は、第１媒体が流通する円筒ケーシング内部に設けられる。この熱交 換器は、通常、中央加熱回路において使用され、排出ガスは、ケーシングを通っ て加熱ボイラーから流出し、渦巻形導管を通って流れる戻り水に熱を部分的に解 放し、燃料消費において節約を生む。渦巻形導管は、二重巻きであり、入口と出 口は、円筒ケーシングの一方の側にある。この熱交換器での問題は、比較的穏や かな熱伝達である。 家庭環境とプロセス産業において、小形熱交換器が、一方においであるプロセス 条件下における空間の不足と関連して、そして他方において、媒体間の特定温度 差に対する熱交換器の好都合な比出力（ｋＷ／ｍ’）と、結果として可能な熱交 換表面の平方メートル当たりの低い比費用価格に関連して、非常に重要であるこ とが判明した。さらに産業において、幾つかの媒体流が互いに熱を交換する小寸 法の熱交換器を必要とする応構造が簡単に達成される。。 こねは、序文において述べた形式の熱交換器の場合において達成され、一つの渦 巻形導管のほかに、各場合にそれと代替的に、第３媒体が流通する少なくとも一 つの付加渦巻形導管が設けられ、第１媒体が流通する直線導管が、２つの渦巻形 導管内の中央に形成される。 発明による小形設計の結果として、渦巻形導管の対応する小曲率半径により、激 しい乱流が、これらの導管における媒体において生成され、その結果として、優 れた熱伝達が獲得される。同時に、表面積をできる限り大きく、流通空間をでき る限り小さくするという熱交換器に対する一般必要条件が満たされる。３つ以上 の導管によるこの設計の結果として、幾つかの流れが、いろいろな方法により相 互熱交換に流入する。２つの以」この渦巻形導管内に直線導管を封入することに より、最も熱い媒体が、直線導管を通って送られ、そして加熱される冷媒体が２ つ以上の渦巻形導管を通って送られる。結果的に、大きな外面領域は、比較的冷 たいままであり、円筒外側面において無絶縁で又は限定的絶縁で作動可能となる 。 発明はまた、」二記の熱交換器によって形成される各モジュールから構築された でトリックス形式熱交換器に関する。 発明は、図面を参咳して、例示の実施態様の補助によりさらに詳細に示される。 第１図は、発明による熱交換器の部分的斜視の部分的断面図を与える。 第２図は、熱伝達係数における渦巻直径と水速度の影響のグラフを与える。 第３図は、渦巻長の関数として導管における媒体温度のグラフを与える。っ 第１図は、発明による小形交換器３の図を与え、２つの渦巻形導管又はバイブ１ ．２の各々が、交互に、直円筒導管４の回りに直接に巻回される。約１９ｍｍの 外ｌと約６ｍｍの各導管の直径の非常に小形の構造の結果として、媒体の激しい 乱流と、結果的に優れた熱伝達が、渦巻形導管の非常に小さな曲率半径と、また 、非常に良い熱伝達率を有する壁により獲得される。熱交換器６の円筒ケーシン グは、絶縁材料から作られる。一実施態様において、各渦巻形バイブは、直線バ イブの回りに１６の巻回を有し、その結果として、全熱交換器は、約２３５ｍｍ の長さを有する。発明による熱交換器は、例えば、砂を充填された２つの軟赤銅 パイプを、組立体を形成するために鋼ビンの回りに案内を施して巻回することに より、好都合に生産される。各銅バイブは、例えば、それぞれ、４．６ｍｍと６ ．３５ｍｍの内径と外径を有する。ビンの除去後、同一外径を有する直線赤銅バ イブが、同一部位に挿入される。それから、全組立体が、良好な熱伝達率を有す る液体錫又は別の液体材料に浸される。錫と銅パイプの開に最適接触を設け、バ イブ壁の間の全空間を満たすために、続いて、錫が、バーナー火炎を使用して再 び溶融される。この手段により、３つのバイブの間になお存在する中空空洞が、 一杯になるまで流入する液体金属により完全に満たされる。 他の生産手段と他の材料が、流通する媒体と応用により使用されることは自明で ある。この文脈において、独自の壁を備えた２つの渦巻形導管の生産とこれらに 導入される充填材料により、直線中央導管を独自のまた、直線導管の入［−１端 と出Ｕ］端に平行であるように、渦巻の入口端と出口端を曲げることは、特に都 合が良いっこのように、多数の熱交換器が、以下に示される人マトリックス形軌 交換器ユニットを形成するために、モア・ニラ−構造において組み立てられるっ 最後に、ポリエチレシが、全組立体の回りにバイブ絶縁体６として塗布される。 数回の試行とこれらの測定結果を以下に説明するが、これに基づいて、媒体とし て水／′水を使用する熱交換器により、少なくとも２１０００ｋＷ／ｍ　３の比 出力が、４１３４℃の媒体間の平均温度差により達成される。これらの条件下で 、９２００Ｗ／ｍ２−にのに値と約２３００Ｗ、／ｍ２・Ｋの熱伝達係数が達せ られる。これらの値は、現行技術の熱交換器の値と対照される。 次のデータはまた、表１と表２において示された値から導出され、水／水（表１ ）と２つ又は３つのバイブを流通する空気／窒素蒸気（表２）の場合である。　 ９２００Ｗ／ｍ２−　Ｋ　（水／水）と１０６Ｗ／ｍ２−Ｋ（ガス／ガス）の最 大に値 −約２１０００ｋＷ／ｍ３（水／水）と２８０　ｋＷ／ｍ！　（ガス／ガス）の 最大比出力 −　２２６００Ｗ／ｍ２−Ｋ　（水／水）と２１０Ｗ／ｍ２−　（ガス／ガス） の最大熱伝達係数α さらに高い値が、上記の試行に対して使用された２、５ｍ／ｓの速度よりも高い 水速度において導管において達せられることが容易に考えらバイブ間の注入物質 、例えば、錫が、３つの導管間の非常に良好な熱伝達率を有することが重要であ ることは自明である。 測定結果に基づいた熱伝達係数の計算は、流れがある導管の壁温度が測定されな かったために、さらに困難にされる。これらの試行がこの形式の熱交換器の大域 評価を獲得することを意図されたために、それは、次の仮定をなす熱伝達係数を 計算するように選定される。 −各導管間の錫層の熱さは、銅導管壁が互いに最も接近した位置において最小１ ｍｍである。 −導管間の溶融錫は、全位置において、渦巻の壁表面と直線導管に１００％接触 する。 −銅の熱伝達係数として３４９Ｗ／ｍ　−Ｋの値を取り、そして錫の熱伝達係数 として６５Ｗ／ｍ−にの値を取る。 −２つの熱交換媒体に測定入口及び出口温度間の算術平均値が、１ｍｍ厚錫層の 中央における温度に対して取られる（第３図参照）。 ここで、温度変化は、各導管の縦方向において線形であることが仮定された。 導管壁の熱流密度は、各導管の熱平衡と内表面積から算出される伝達パワーの補 助により計算される。熱伝達係数は、材料厚の半分の熱抵抗（＝錫層厚の半分子 −鋼導管壁厚）と、計算熱流密度と導管の平均内壁温度から算出される。計算例 は、以下に与えられるが、媒体の水／水（２１３０〜２２６２４Ｗ／ｍ２・Ｋ） に対するすべての計算熱伝達係数が表１に与えられる。 条件の結果として、実験Ｎｏｌ。とＮ０１３中の熱負荷は、多分、約２の因子だ け異なる。低熱伝達係数は、渦巻に適用され、そして高熱伝達係数は直円筒導管 に適用される。測定結果は、計算モデルのための入力として使用される。 表１は、媒体の水／水のための測定結果を示し、そして表２は、媒体の空気／窒 素蒸気のための測定結果を示す。 熱交換器の挙動の印象を獲得するために、液体媒体とガス媒体により、試行が為 された。結果は、上記の如（良好であった。 実験１．２と４（表１参照）の場合における如く、＞２２０００のレイノルズ数 を有する渦巻における乱流に対する熱伝達を基礎として、媒体水と空気の両方に 対する２つの熱伝達係数の計算が、以下に与えられる。 ＶＤＩ−Ｗａｅｒｍｅａｔ　Ｉａｓ　（ＶＤＩ熱アドアトラス１９８８）、第５ 版において開示された方程式が、この計算のために使用された。これらの方程式 は、Ｎｕ＝（（ε／８）　・Ｒｅ−Ｐｒ−（Ｐｒ）”’）／（１＋１２．７　・ （ε／８　・　（Ｐｒ”−１）　・（Ｐｒｗ）　ＯＬ’）ｅ＝０．３１６４／Ｒ ｅＯ”＋０．０３　・　（ｄ／Ｄ）”ここで、 ｄ＝パイプ内径（第１図のｄｉ）、ｍ Ｄ＝渦巻直径（第１図のＤｗ）　、ｍ Ｒｅ＝レイノルズ数 Ｐｒ＝関連媒体のプラントル数 ε＝０．３１６４／２１６１６°２Ｓ＋０．０３−（０，００４６１０，０１２ ８）”＝０．０４４ Ｎｕ＝　（（０，０４４／８）　・２１６１６　・３．０　・　（３，０）　Ｏ 目）／（１＋１２．７・ｖ’０．４４／８・（３，０”−１）・（３，６）　Ｏ ”）＝１８７．６ 又はａ＝Ｎｕ−λ／ｄ＝　（１８７，６・０．６５）１０．００４６＝２６５０ ４　Ｗ／ｍ”　−Ｋ 熱空気の実験Ｎｏ、５に対して、上記の計算例によりα＝１７７Ｗ／ｍ２・Ｋで あることがわかる。 渦巻直径と計算熱伝達係数における水速度の影響が、第２図に示される。使用さ れたような、小渦巻又は「コイル」直径Ｄｗにより、高熱伝達係数αと、こうし て、高熱伝達が、ある水速度に対して獲得される。 実験Ｎｏ、ｌに関して、熱伝達係数の単純化計算が、測定結果に基づいて、以下 に与えられる。 筒導管は使用されなかった。２つの端部は、閉鎖されず、その結果、環境空気の 自然対流が、この導管にお°いて発生した。表１において与えられた温度は、熱 交換が明らかに定常状態になった後測定された（実験Ｎ０９５を除く）。２つの 渦巻の外側は、パイプ絶縁片（ポリエチレン泡１３ｍｍ厚）で絶縁された。 ４０．５３℃の対数平均温度は、渦巻の入口及び出口端において測定０）＋　（ ５９，２−１２，７））／２＝４０．８０℃である。 対数平均温度差に関する偏差は、わずかに０．６７％であるために、対数平均温 度差が、この計算において以下で使用される。熱交換器の縦方向における温度変 化は、第３図に示された如く、線形として見なされる。これは、渦巻における水 の非常に短いドエル時間（約０．３２〜約０５６秒）の結果として許容される。 さらに、平均温度差は、渦巻半長において行き渡ると仮定される。その時、渦巻 における平均温度パターンは、次の如くである。 −熱媒体：　（７５，１＋５９．２）／２＝６７．１５℃−冷媒体：　（４０， ０＋１２．７）／２＝２６．３５℃平均「錫層」温度ｔ、１．は、これら２つの 温度から、ｊ−ｖｌ＝　（６７゜１５＋２６．３５）／２＝４６．７５℃として 計算される。これは、２つの導管における熱伝達係数が、全位置において同一値 を有する必要がないために、実条件の近似である。熱抵抗はまた、結果として局 所差を示す。 熱流密度ｑは、伝達された平均パワー（表１、実験Ｎｏ、ｌ参照）と渦巻の内表 面積（＝０．００９２３ｍりから、ｑ＝２２００１０．００９２３＝２３８３５ ３Ｗ／ｍ”として計算される。全材料厚（銅＋ｌＩ）の熱抵抗δ／λがまた、計 算された。このδ／λは、２０．４・１０−＠ｍ２・Ｋ／Ｗであった。材料厚δ での温度差は、平均熱流密度ｑ（２３８３５３Ｗ／ｍりと熱抵抗δ／λ：△Ｔ（ 材料厚）＝２３８３５３−２０．４・１０−’＝４．８６℃から従う。この温度 差と平均［錫層Ｊ温（熱媒体側）と４６．７５−４．８６／２＝４４．３２℃（ 冷媒体側）である。最後に、所望の熱伝達係数が、媒体と壁の間の温度差（すな わち、ｑ／△Ｔ）によって平均熱流密度を割算することにより算出される。 すなわち、 −熱側において、２３８３５３／（６７，１５−４９，１８）＝１３２６４Ｗ／ ｍ”−に −冷側において、２３８３５３／　（４４，３２〜２６．３５）＝１３２６４Ｗ ／ｍ２・Ｋ この場合これらの熱伝達係数は同一である。しかし、内部直線導管と渦巻の間の 内表面積における差の結果として、熱流密度は、媒体がこれらの導管を流通する ならば同一ではない。このため、この状況において同じように算定することは、 完全には正しくない。それにも拘わらず、この不正確さは、これらに対する壁温 度補正がわずかな小量であるために、表１に掲げられた熱伝達係数の計算に対し て受け入れられた。 今まで計算された熱伝達係数を使用して、「チェック」としても、円筒パイプの 熱損失の計算に対する公知の関係を使用して、チェック計算を実施することが可 能である。この場合に、関係は次の如くである。 Ｑｃｙｌ、＝ｙｒ・　（Ｔｉ−７２）／　（１（α、−Ｄ、）＋　（１／２・λ Ｃｕ））−１ｎ（ＤＩ／Ｄｉ）＋　（１／２λ５ｎ））　・Ｉｎ　（Ｄ２／Ｄｉ ））ここで、 ＱｃｙＪ、＝−導管における伝達パワー（Ｗ／ｍ）Ｔｉ＝熱媒体の平均温度（℃ ） λＣＵとλｓｎは、周囲温度（Ｗ／ｍ−Ｋ）におけるそれぞれ銅と錫の鴫伝達係 数であり、そしてＩ）ｉ、ＤＬとＤ２は、上記の記号（ｍ）に関連したそれぞれ の直径である。 図において表わされたように、これは、次の方稈式を与える。 Ｑｃｙｌ、＝ｙｒ・　（６７，１５−４６，７５）／　ｆｌ／１３２６４．０＋ （１／　（２，３４９））−Ｉ　ｎ　（６，３５／４．６）＋　（１／２．６５ ））　・Ｉｎ　（７，３５／６．３５）ｌ又は Ｑｃｙｌ、＝３５６５Ｗ／ｍ 熱交換器の一渦巻の直線長は、約０．６４３ｍであり、Ｑ＝０．　６４３・３５ ６５／１０００＝２．２９２ｋＷが、渦巻毎に放棄されることを意味する。この 値は、２．２１ｋＷと２．１９ｋＷの測定値（表１、実験ＮＯ６１参照）に良く 一致する。類似のチェック計算が、もちろん、他の実験に対して可能である。 考慮中の渦巻形熱交換器の良好な熱伝達が、測定（表を参照）と上記の計算デー タから見られる。発明による熱交換器の場合に、幾っがの媒体流が、都合良く、 同時に互いに熱を交換する。当該の一直線導管と後者の回りに巻装された２つ以 上の渦巻形導管を使用して、幾つかの組み合わせが、熱交換される媒体流に関し て可能である。これは、これらの流通媒体に関して大きな柔軟性を与える。 上記の如く、比較的小さな寸法の結果として、多数の熱交換器が、都合良く、大 マトリックス形熱交換ユニットを形成するために、モジュラ−構成において組み 立てられる。この形式のマトリックス形熱交換ユニツ換ユニットは、例えば、発 明による単一熱交換器の当該導管によりセラセラミック粉末の当該ブロック−は 、続いて、焼成され、鉛線は各モジュールにおいて融解する。冷却後、当該３つ 以上の導管は、交換ユニットの６モジユールにおいてセラミック材料のままであ る。この形式の熱交換ユニットは、都合良く、例えば、１０００℃を超える高温 に対して流通媒体を使用する応用に対して使用される。 補正書の写しＣｍ訳文）提出書　（特許法第１８４Ｎｅの８）平成５年４月１６ 日

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １．第１媒体が流通する円筒ケーシングと、シリンダー軸の回りに渦巻形に走行 し、第２媒体が流通する導管とを備えた渦巻形熱交換器において、一つの渦巻形 導管のほかに、各場合にそれと代替的に、第３媒体が流通する少なくとも一つの 付加渦巻形導管が設けられ、第１媒体が流通する直線導管が、２つの渦巻形導管 内の中央に形成されることを特徴とする渦巻形熱交換器。 ２．直線導管と２つの渦巻形導管が、良好な伝導率の壁を有し、該導管の壁の間 の空間が良好な伝導率の材料で充填され、該材料は、空間が満たされるまで、流 入することを特徴とする請求の範囲１に記載の渦巻形熱交換器。 ３．直線導管の回りの壁が、渦巻形導管の壁とそれらの間の充填材料によって形 成されることを特徴とする請求の範囲２に記載の渦巻形熱交換器。 ４．熱交換器の一方又は他方の短側における２つの渦巻形導管の入口端と出口端 が、直線導管に平行である如く曲げられることを特徴とする先行する請求の範囲 のいずれか一つに記載の渦巻形熱交換器。 ５．各導管の外径が、約６．４ｍｍであり、渦巻の外径が、約１９．２ｍｍであ り、そして円筒ケーシングの縦寸法が、約２３５ｍｍであることを特徴とする先 行する請求の範囲のいずれか一つに記載の渦巻形熱交換器。 ６，該導管が、軟赤銅製であり、そして充填材料が錫であることを特徴とする請 求の範囲１と２に記載の渦巻形熱交換器。 ７．砂で充填された２つの軟金属導管が、組立体を形成するために鋼ピンの回り に巻回され、このピンは、ピンと同一外径を有する直線金属導管によって置き換 えられ、そして組立体は、流体充填材料に浸され、そこからの除去後冷却される ことを特徴とする先行する請求の範囲のいずれか一つに記載の渦巻形熱交換器の 生産方法。 ８．流体充填材料が、バーナーを使用して、続いて再び融解され、その後冷却が 行われることを特徴とする請求の範囲７に記載の方法。 ９．請求の範囲１による渦巻形熱交換器によって形成される各モジュールから構 成されたマトリックス形熱交換ユニット。 １０．セラミック材料の同質ブロックから成り、モジュールの位置において、３ つの導管が、良好な伝導率で、導管仕切りとして役立つセラミック材料を通過す る請求の範囲９に記載のマトリックス形熱交換ユニット。 １１．鉛線が、該導管によりセラミック粉末のブロックにおいて巻装され、そし て線を含むブロックが、焼成され、各モジュールにおける３つの導管が、鉛が融 解した後セラミック材料に残る請求の範囲１０に記載のマトリックス形熱交換ユ ニットの生産方法。