(57)【要約】【課題】ループヒートパイプの各構成要素の寸法を所定の運用条件および所定の設計パラメータにから設計する方法を提供する。【解決手段】本発明に係るループヒートパイプの設計方法は、所定の運用条件および所定の設計パラメータに基づいて、蒸気管径、液管径、バイオネット管径、ウイック内径、ウイック外径、ウイック厚、および蒸気チャンネルと液チャンネルの断面積比を算定し、エバポレータ長を算定し、ループヒートパイプの蒸気路、液路、コンデンサ、エバポレータ、ポート、およびフィッティングによる圧損を全て合算したループ圧損を算出し、ウイックの毛管半径およびポロシティを算定し、コンデンサ管径、コンデンサ長、リザーバ容積、リザーバ直径、およびリザーバ長を算定し、ラジエータの面積、フィーダの間隔、およびフィンの厚さを算定する。【選択図】図５
2008008573.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、エバポレータのウイックの外径と内径の比を算定する方法であって、
エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータの温度効率を１から減算した値の自然対数の負数として伝達ユニット数を算定するステップと、
ウイックの熱伝導と液透過に関するエネルギー方程式の解として得られた径方向温度分布のウイック内径における温度勾配からエバポレータの径方向コンダクタンスを求め、該径方向コンダクタンスから定まる、エバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径と内径の比の関係式と、前記エネルギー方程式の解に現れるウイックの径方向距離の冪数がエバポレータを熱交換器としてみなしたときの伝達ユニット数の逆数であるという関係式とからウイックの外径と内径の比を算定するステップとを備えたことを特徴とする方法。
【請求項２】
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、エバポレータのウイックの空孔率を示すポロシティを算定する方法であって、
ウイックの毛管半径、ウイックの毛管圧頭、ウイック圧損と毛管圧頭との比、液定圧比熱、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータ温度効率が設定値として与えられている状態で、
前記方法は、
前記エバポレータの温度効率を１から減算した値の自然対数の負数として伝達ユニット数を算定するステップと、
ウイックの熱伝導と液透過に関するエネルギー方程式の解として得られた径方向温度分布のウイック内径における温度勾配からエバポレータの径方向コンダクタンスを求め、該径方向コンダクタンスから求められる、エバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径と内径の比の関係式と、前記エネルギー方程式の解に現れるウイックの径方向距離の冪数がエバポレータを熱交換器としてみなしたときの伝達ユニット数の逆数であるという関係式とからウイックの外径と内径の比を算定するステップと、
前記ウイックの外径と内径の比、前記伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるようにウイックのポロシティを算定するステップであって、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの毛管半径およびポロシティとウイックの材料固有の液透過率との関係式と、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの熱伝導率およびポロシティとウイックの実効熱伝導率との関係式と、
ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められる、ウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率との比とウイックの毛管半径とウイックの外径と内径の比との関係式からウイックのポロシティを算定するステップとを備えたことを特徴とする方法。
【請求項３】
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、該ループヒートパイプの設計仕様として指定される所定の運用条件および前記設計仕様に基づいて設定値として与えられる所定の設計パラメータからループヒートパイプの各構成要素の寸法を算定する方法であって、
前記各構成要素の寸法は、蒸気管径、液管径、バイオネット管径、ウイック内径、ウイック外径、ウイック厚、冷媒蒸気の通路である蒸気チャンネルと冷媒液の通路である液チャンネルとの断面積比、エバポレータ長、ウイック毛管半径、ウイックの空孔率を示すポロシティ、コンデンサ・サブクーラの管径、コンデンサ・サブクーラの長さ、リザーバの容積、リザーバの直径、ラジエータの面積、フィーダの半間隔、フィンの厚さであり、
前記所定の運用条件は、エバポレータに対する熱負荷、蒸気温度、エバポレータおよびリザーバの周辺環境温度であるアンビエント温度、ラジエータの放熱環境温度である熱シンク温度、蒸気路長、液路長、エバポレータとコンデンサとの間の高低差、および重力加速度のそれぞれの値が指定されており、
前記所定の設計パラメータは、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータ温度効率、安定凝縮させる重力の毛管力に対する比を示す臨界ボンド数、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比、ウイックの最大毛管圧力を決めるにあたってループ圧損の設計マージンを示す毛管圧頭ファクタ、エバポレータに対する単位面積当りの熱負荷、エバポレータのウイック装着可能な部分の長さであるエバポレータの有効長と全長の比、エバポレータのサドル幅とウイック外径の比、エバポレータの設置場所周辺であるアンビエントとウイックとの間の熱コンダクタンス、蒸気路の単位長さ当りの圧損を示す蒸気路圧損勾配、液路の単位長さ当りの圧損を示す液路圧損勾配、コンデンサの単位排熱量当りの圧損を示すコンデンサ圧損率、ウイック圧損と毛管圧頭との比、サブクーラの入口の液温度と出口の液温度との差であるサブクーラの軸方向温度差に対するサブクーラの入口の液温度と管壁の温度との差である径方向温度差の比を示すサブクーラ温度効率、リザーバ内で冷媒液が占める割合を示すリザーバ内の低温起動時液体積率、リザーバ内で冷媒蒸気が占める割合を示すリザーバ内の高温起動時蒸気体積率、ラジエータ・パネルの表裏両面のうち放熱に使用し得る割合を示すラジエータの実効面積率、およびラジエータ・パネルの温度がフィン・ルートから離れるに従って低下することを考慮した場合の放熱量と低下せず一様とした場合の放熱量との比を示すラジエータ・フィン効率のそれぞれの値が与えられており、
冷媒物性算定式を用いて、冷媒の所定温度での飽和蒸気圧、飽和蒸気圧曲線の温度微係数である圧力勾配、蒸気密度、蒸気定圧比熱と蒸気定積比熱との比を示す蒸気比熱比、蒸気粘性係数、液密度、液定圧比熱、液粘性係数、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数、液表面張力、および気化潜熱を算定した状態で、
前記方法は、
熱負荷、蒸気管圧損勾配、液管圧損勾配、臨界ボンド数、エバポレータ温度効率、および蒸気チャンネルと蒸気管との断面積比に基づいて、蒸気管径、液管径、バイオネット管径、ウイック内径、ウイック外径、ウイック厚、および蒸気チャンネルと液チャンネルの断面積比を算定するエバポレータの径方向サイジングステップと、
熱負荷、エバポレータの有効長と全長の比、サドル幅とウイック外径の比、および単位面積当りの熱負荷に基づいて、エバポレータ長を算定するエバポレータの軸方向サイジングステップと、
ループヒートパイプの蒸気路、液路、コンデンサ、エバポレータ、ポート、およびフィッティングによる圧損を全て合算したループ圧損を算定するステップと、
エバポレータとコンデンサとの間の高低差、重力加速度、毛管圧頭ファクタ、およびウイック圧損と毛管圧頭との比に基づいて、毛管半径およびポロシティを算定するウイック特性指定ステップと、
熱負荷、アンビエント温度、コンデンサ圧損率、サブクーラ温度効率、リザーバ内の低温起動時液体積率、およびリザーバ内の高温起動時蒸気体積率に基づいて、コンデンサ管径、コンデンサ・サブクーラの長さ、リザーバの容積、リザーバの直径、およびリザーバの長さを算定するコンデンサおよびリザーバのサイジングステップと、
熱負荷、蒸気温度、熱シンク温度、ラジエータの実効面積率、およびラジエータ・フィン効率に基づいて、ラジエータの面積、フィーダの半間隔、およびフィンの厚さを算定するラジエータのサイジングステップとを備えており、
前記エバポレータの径方向サイジングステップにおいて、
蒸気管径は、蒸気管の流れが乱流であるとしたときの、蒸気粘性係数と蒸気密度と気化潜熱と熱負荷と蒸気路圧損勾配との関係から算定し、
液管径は、液管の流れが層流であるとしたときの、液動粘性係数と気化潜熱と熱負荷と液路圧損勾配との関係から算定し、
バイオネット管径は、液管径と同一であるとして算定し、
ウイック内径は、臨界ボンド数、液表面張力、液密度、蒸気密度および重力加速度によって定まる液チャンネルのアニュラ・スペース全幅とバイオネット管径とを加算することにより算定し、
ウイック外径は、エバポレータ温度効率を伝達ユニット数に変換し、該伝達ユニット数により定まるウイックの外径と内径の比とウイックの内径とを乗算することにより算定し、
ウイック厚は、ウイックの外径と内径の比から１を減算した値をウイック内径と乗算した値を２で除算した値として算定し、
蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比は、蒸気管径をウイック内径で除算した値の２乗を蒸気チャネルと蒸気管の面積比で除算した値として算定し、
前記エバポレータの軸方向サイジングステップにおいて、
エバポレータ長は、熱負荷を、エバポレータ・サドル幅とウイック外径の比とエバポレータの有効長と全長の比とウイック外径と単位面積当たりの熱負荷とを乗じたエバポレータの単位長さ当りの熱負荷で除算した値として算定し、
前記ループ圧損を算定するステップにおいて、
蒸気路圧損は、蒸気路圧損勾配と蒸気路長とを乗算することにより算定し、
液路圧損は、液路圧損勾配と液路長とを乗算することにより算定し、
コンデンサ圧損は、アンビエント温度から蒸気温度を減算した値と、アンビエントとウイックとの間の熱コンダクタンスとを乗算した値であるリザーバからの侵入熱をエバポレータに対する熱負荷と加算した値にコンデンサ圧損率を乗算することにより算定し、
エバポレータ圧損は、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比およびバイオネット管とウイック内径の比から定まるエバポレータ圧損係数に比例し、バイオネット管径の４乗に反比例し、熱負荷の２乗に比例し、液動粘性係数を気化潜熱で除算した値に比例し、熱負荷の２乗に比例し、エバポレータの単位長さ当りの熱負荷に反比例する関係から算定し、
ポート圧損は、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比から定まる蒸気ポート圧損係数と、蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比の１０００分の１とする臨界マッハ数を２乗した値と、蒸気比熱比と、飽和蒸気圧とを乗算した値の２分の１の値として算定し、
フィティング圧損は、蒸気管とコンデンサの断面積比から定まる蒸気フィティング圧損係数を蒸気密度に蒸気管径の４乗を乗じた値で除算した値に、コンデンサと液管の断面積比から定まる液フィティング圧損係数にコンデンサ出口での断面変化ファクタの２乗を乗算した値を液密度に液管径の４乗を乗じた値で除算した値を加算した値に比例し、熱負荷を気化潜熱で除算した値の２乗に比例するという関係から算定し、
ループ圧損は、前記蒸気路圧損と前記液路圧損と前記コンデンサ圧損と前記エバポレータ圧損と前記ポート圧損と前記フィティング圧損とを合算することにより算定し、
前記ウイック特性指定ステップにおいて、
ウイック毛管半径は、液表面張力に比例し、ウイック圧損と毛管圧頭との比を１から減算した値に比例し、毛管圧頭ファクタとループ圧損とを乗算した値にエバポレータとコンデンサの間の高低差から定まる重力損を加算した値に比例する関係から算定し、
ウイックのポロシティは、
伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるように、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの毛管半径およびポロシティとウイックの材料固有の液透過率との関係式と、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの熱伝導率およびポロシティとウイックの実効熱伝導率との関係式と、
ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められる、ウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率との比とウイックの毛管半径とウイックの外径と内径の比との関係式から算定し、
前記コンデンサおよびリザーバのサイジングステップにおいて、
毛管圧頭ファクタとループ圧損とを乗算した値に重力損を加算した値を蒸気温度における圧力勾配で除算することによりウイック径方向温度差を求め、気化潜熱を液定圧比熱で除算した値を前記ウイック径方向温度差に加算し、その値をリザーバからの侵入熱を熱負荷で除算した値と乗算することにより過冷却度を求め、気化潜熱を液定圧比熱に前記サブクーラの過冷却度を乗算した値で除算することにより潜熱と顕熱の比を求め、前記潜熱と顕熱の比に、サブクーラ温度効率を乗算した値を、蒸気と液の密度比から定まる二相伝熱係数増倍乗数と、サブクーラの温度効率に１を加算した値と、サブクーラの温度効率に１を加算した値に対する自然対数とを乗算した値で除算することからコンデンサの二相と単相の領域比を求め、コンデンサ・サブクーラの管径は、前記コンデンサの二相と単相の領域比から定まる二相域割合を蒸気管径と乗算した値と、前記コンデンサの二相と単相の領域比から定まる単相域割合を液管径と乗算した値とを加算することにより算定し、
蒸気管の流れは乱流、液管の流れは層流であるとして蒸気粘性係数と蒸気密度と液動粘性係数と気化潜熱と熱負荷とコンデンサ・サブクーラの管径とから蒸気域圧損と液域圧損の比を求め、コンデンサ・サブクーラの長さは、該コンデンサ・サブクーラの長さが、コンデンサ圧損率に比例し、液路圧損勾配に反比例し、コンデンサ・サブクーラの管径を蒸気管径で除算した値の４乗に比例し、熱負荷にリザーバからの侵入熱を加算した値に比例し、平均二相摩擦係数増倍乗数、二相域割合、および蒸気域圧損と液域圧損の比を乗算した値を単相域割合と加算した値に反比例するという関係から算定し、
リザーバの容積は、コンデンサ・サブクーラの長さおよびコンデンサ・サブクーラの管径から定まるコンデンサ容積と蒸気管径から定まる蒸気管容積とを加算した値を、低温起動時液体積率と高温起動時蒸気体積率とを加算して１から減算した値と乗算することにより算定し、
リザーバ直径は、リザーバの容積から表面積が最小となるように算定し、
リザーバ長は、リザーバ直径と同じ値として算定し、
前記ラジエータのサイジングステップにおいて、
フィン・ルート温度を、サブクーラの温度効率の逆数に１を加算した値にサブクーラの過冷却度を乗算した値を飽和蒸気温度から減算することにより求め、ラジエータの面積は、熱負荷とリザーバからの侵入熱とを加算した値に比例し、ラジエータの実効面積率とラジエータ・フィン効率と輻射熱伝達係数とフィン・ルート温度から熱シンク温度を減算した値とを乗算した値に反比例するという関係から算定し、
フィーダの半間隔は、ラジエータの面積をコンデンサ・サブクーラの長さの２倍の値で除算した値として算定し、
フィンの厚さは、フィンの熱伝導率に反比例し、ラジエータの実効面積率に比例し、輻射熱伝達係数に比例し、フィーダの半間隔をフィン効率から定まるフィン伝導パラメータで除算した値の２乗に比例する関係から算定したことを特徴とする方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ループヒートパイプの構成要素を設計する方法に関し、より詳細には、所定の運用条件および所定の設計パラメータに基づいてループヒートパイプの構成要素の寸法を算定する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、ループヒートパイプの設計は構成要素ごと別々に行われてきている。例えば、エバポレータに関しては、特許文献１において、ウイックが冷媒を吸収して外部へ移送する際の熱交換効率の向上を可能とするように設計されるエバポレータが提案されている。しかしながら、これはエバポレータのサイジングおよびウイックの形成構造を指定する方法を提供するものではない。また、ループヒートパイプ全体の設計として、エバポレータ、コンデンサ、蒸気管・液管、リザーバ等を、一貫した設計思想でサイジングしたものはこれまでに存在していない。そのため、現状のループヒートパイプでは各要素間に流熱的不整合が生じるので、本来的性能が得られていない。また、エバポレータ、ウイックの毛管半径およびポロシティの相関規定式も不詳なため、運用条件に即したウイック製作仕様を提示できていない。さらに、上記構成要素のサイジングにあたり共通的に使用し得る解析式が未整備なため、類似試作結果からウイックの内径および厚さ、コンデンサ長等を決めているのが実情である。このように、ループヒートパイプの設計解析法は、合理的なものは開発されていない。
【０００３】
【特許文献１】特開２００５−１０６３１３号
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
本発明は、上記のような技術的背景に基づいてなされたものであり、その目的は、ループヒートパイプにおけるエバポレータをサイジングすることおよびウイックの形成構造を指定することである。加えて、ループヒートパイプ全体の構成に対して、ループヒートパイプを運用条件に適合するようにシステムとして設計するため、運用条件を計算入力とするトップダウン型設計計算アルゴリズムおよびそれを構成する設計解析式を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
上記課題を解決するために、理論解析を特徴とする本発明によれば、
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、エバポレータのウイックの外径と内径の比を算定する方法であって、
エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータの温度効率を１から減算した値の自然対数の負数として伝達ユニット数を算定するステップと、
ウイックの熱伝導と液透過に関するエネルギー方程式の解として得られた径方向温度分布のウイック内径における温度勾配からエバポレータの径方向コンダクタンスを求め、該径方向コンダクタンスから定まる、エバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径と内径の比の関係式と、
前記エネルギー方程式の解に現れるウイックの径方向距離の冪数がエバポレータを熱交換器としてみなしたときの伝達ユニット数の逆数であるという関係式とからウイックの外径と内径の比を算定するステップとを備えたことを特徴とする方法が提供される。
【０００６】
また、本発明にかかる別の特徴によれば、
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、エバポレータのウイックの空孔率を示すポロシティを算定する方法であって、
ウイックの毛管半径、ウイックの毛管圧頭、ウイック圧損と毛管圧頭との比、液定圧比熱、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータ温度効率が設定値として与えられている状態で、
前記方法は、
前記エバポレータの温度効率を１から減算した値の自然対数の負数として伝達ユニット数を算定するステップと、
ウイックの熱伝導と液透過に関するエネルギー方程式の解として得られた径方向温度分布のウイック内径における温度勾配からエバポレータの径方向コンダクタンスを求め、該径方向コンダクタンスから求められる、エバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径と内径の比の関係式と、前記エネルギー方程式の解に現れるウイックの径方向距離の冪数がエバポレータを熱交換器としてみなしたときの伝達ユニット数の逆数であるという関係式とからウイックの外径と内径の比を算定するステップと、
前記ウイックの外径と内径の比、前記伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるようにウイックのポロシティを算定するステップであって、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの毛管半径およびポロシティとウイックの材料固有の液透過率との関係式と、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの熱伝導率およびポロシティとウイックの実効熱伝導率との関係式と、
ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められる、ウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率との比とウイックの毛管半径とウイックの外径と内径の比との関係式からウイックのポロシティを算定するステップとを備えたことを特徴とする方法が提供される。
【０００７】
また、本発明は、以下の反復計算不要な数式構成となっている。本発明にかかる更に別の特徴によれば、
内部に管状のウイックを配置したエバポレータ、前記ウイックの内側に位置するリザーバ、冷媒蒸気を放熱して凝縮する蛇管状のコンデンサ・サブクーラ、該コンデンサ・サブクーラを内部に配置するラジエータ、前記エバポレータからの蒸気を前記コンデンサ・サブクーラに送る蒸気管、前記コンデンサ・サブクーラで放熱して凝縮され、さらに過冷却された冷媒液を前記リザーバに送るための液管、および該液管から延びており前記リザーバ内に開口部を有するバイオネット管から構成されるループヒートパイプにおいて、該ループヒートパイプの設計仕様として指定される所定の運用条件および前記設計仕様に基づいて設定値として与えられる所定の設計パラメータからループヒートパイプの各構成要素の寸法を算定する方法であって、
前記各構成要素の寸法は、蒸気管径、液管径、バイオネット管径、ウイック内径、ウイック外径、ウイック厚、冷媒蒸気の通路である蒸気チャンネルと冷媒液の通路である液チャンネルとの断面積比、エバポレータ長、ウイック毛管半径、ウイックの空孔率を示すポロシティ、コンデンサ・サブクーラの管径、コンデンサ・サブクーラの長さ、リザーバの容積、リザーバの直径、ラジエータの面積、フィーダの半間隔、フィンの厚さであり、
前記所定の運用条件は、エバポレータに対する熱負荷、蒸気温度、エバポレータおよびリザーバの周辺環境温度であるアンビエント温度、ラジエータの放熱環境温度である熱シンク温度、蒸気路長、液路長、エバポレータとコンデンサとの間の高低差、および重力加速度のそれぞれの値が指定されており、
前記所定の設計パラメータは、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータ温度効率、安定凝縮させる重力の毛管力に対する比を示す臨界ボンド数、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比、ウイックの最大毛管圧力を決めるにあたってループ圧損の設計マージンを示す毛管圧頭ファクタ、エバポレータに対する単位面積当りの熱負荷、エバポレータのウイック装着可能な部分の長さであるエバポレータの有効長と全長の比、エバポレータのサドル幅とウイック外径の比、エバポレータの設置場所周辺であるアンビエントとウイックとの間の熱コンダクタンス、蒸気路の単位長さ当りの圧損を示す蒸気路圧損勾配、液路の単位長さ当りの圧損を示す液路圧損勾配、コンデンサの単位排熱量当りの圧損を示すコンデンサ圧損率、ウイック圧損と毛管圧頭との比、サブクーラの入口の液温度と出口の液温度との差であるサブクーラの軸方向温度差に対するサブクーラの入口の液温度と管壁の温度との差である径方向温度差の比を示すサブクーラ温度効率、リザーバ内で冷媒液が占める割合を示すリザーバ内の低温起動時液体積率、リザーバ内で冷媒蒸気が占める割合を示すリザーバ内の高温起動時蒸気体積率、ラジエータ・パネルの表裏両面のうち放熱に使用し得る割合を示すラジエータの実効面積率、およびラジエータ・パネルの温度がフィン・ルートから離れるに従って低下することを考慮した場合の放熱量と低下せず一様とした場合の放熱量との比を示すラジエータ・フィン効率のそれぞれの値が与えられており、
冷媒物性算定式を用いて、冷媒の所定温度での飽和蒸気圧、飽和蒸気圧曲線の温度微係数である圧力勾配、蒸気密度、蒸気定圧比熱と蒸気定積比熱との比を示す蒸気比熱比、蒸気粘性係数、液密度、液定圧比熱、液粘性係数、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数、液表面張力、および気化潜熱を算定した状態で、
前記方法は、
熱負荷、蒸気管圧損勾配、液管圧損勾配、臨界ボンド数、エバポレータ温度効率、および蒸気チャンネルと蒸気管との断面積比に基づいて、蒸気管径、液管径、バイオネット管径、ウイック内径、ウイック外径、ウイック厚、および蒸気チャンネルと液チャンネルの断面積比を算定するエバポレータの径方向サイジングステップと、
熱負荷、エバポレータの有効長と全長の比、サドル幅とウイック外径の比、および単位面積当りの熱負荷に基づいて、エバポレータ長を算定するエバポレータの軸方向サイジングステップと、
ループヒートパイプの蒸気路、液路、コンデンサ、エバポレータ、ポート、およびフィッティングによる圧損を全て合算したループ圧損を算定するステップと、
エバポレータとコンデンサとの間の高低差、重力加速度、毛管圧頭ファクタ、およびウイック圧損と毛管圧頭との比に基づいて、毛管半径およびポロシティを算定するウイック特性指定ステップと、
熱負荷、アンビエント温度、コンデンサ圧損率、サブクーラ温度効率、リザーバ内の低温起動時液体積率、およびリザーバ内の高温起動時蒸気体積率に基づいて、コンデンサ管径、コンデンサ・サブクーラの長さ、リザーバの容積、リザーバの直径、およびリザーバの長さを算定するコンデンサおよびリザーバのサイジングステップと、
熱負荷、蒸気温度、熱シンク温度、ラジエータの実効面積率、およびラジエータ・フィン効率に基づいて、ラジエータの面積、フィーダの半間隔、およびフィンの厚さを算定するラジエータのサイジングステップとを備えており、
前記エバポレータの径方向サイジングステップにおいて、
蒸気管径は、蒸気管の流れが乱流であるとしたときの、蒸気粘性係数と蒸気密度と気化潜熱と熱負荷と蒸気路圧損勾配との関係から算定し、
液管径は、液管の流れが層流であるとしたときの、液動粘性係数と気化潜熱と熱負荷と液路圧損勾配との関係から算定し、
バイオネット管径は、液管径と同一であるとして算定し、
ウイック内径は、臨界ボンド数、液表面張力、液密度、蒸気密度および重力加速度によって定まる液チャンネルのアニュラ・スペース全幅とバイオネット管径とを加算することにより算定し、
ウイック外径は、エバポレータ温度効率を伝達ユニット数に変換し、該伝達ユニット数により定まるウイックの外径と内径の比とウイックの内径とを乗算することにより算定し、
ウイック厚は、ウイックの外径と内径の比から１を減算した値をウイック内径と乗算した値を２で除算した値として算定し、
蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比は、蒸気管径をウイック内径で除算した値の２乗を蒸気チャネルと蒸気管の面積比で除算した値として算定し、
前記エバポレータの軸方向サイジングステップにおいて、
エバポレータ長は、熱負荷を、エバポレータ・サドル幅とウイック外径の比とエバポレータの有効長と全長の比とウイック外径と単位面積当たりの熱負荷とを乗じたエバポレータの単位長さ当りの熱負荷で除算した値として算定し、
前記ループ圧損を算定するステップにおいて、
蒸気路圧損は、蒸気路圧損勾配と蒸気路長とを乗算することにより算定し、
液路圧損は、液路圧損勾配と液路長とを乗算することにより算定し、
コンデンサ圧損は、アンビエント温度から蒸気温度を減算した値と、アンビエントとウイックとの間の熱コンダクタンスとを乗算した値であるリザーバからの侵入熱をエバポレータに対する熱負荷と加算した値にコンデンサ圧損率を乗算することにより算定し、
エバポレータ圧損は、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比およびバイオネット管とウイック内径の比から定まるエバポレータ圧損係数に比例し、バイオネット管径の４乗に反比例し、熱負荷の２乗に比例し、液動粘性係数を気化潜熱で除算した値に比例し、熱負荷の２乗に比例し、エバポレータの単位長さ当りの熱負荷に反比例する関係から算定し、
ポート圧損は、蒸気チャンネルと蒸気管の断面積比から定まる蒸気ポート圧損係数と、蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比の１０００分の１とする臨界マッハ数を２乗した値と、蒸気比熱比と、飽和蒸気圧とを乗算した値の２分の１の値として算定し、
フィティング圧損は、蒸気管とコンデンサの断面積比から定まる蒸気フィティング圧損係数を蒸気密度に蒸気管径の４乗を乗じた値で除算した値に、コンデンサと液管の断面積比から定まる液フィティング圧損係数にコンデンサ出口での断面変化ファクタの２乗を乗算した値を液密度に液管径の４乗を乗じた値で除算した値を加算した値に比例し、熱負荷を気化潜熱で除算した値の２乗に比例するという関係から算定し、
ループ圧損は、前記蒸気路圧損と前記液路圧損と前記コンデンサ圧損と前記エバポレータ圧損と前記ポート圧損と前記フィティング圧損とを合算することにより算定し、
前記ウイック特性指定ステップにおいて、
ウイック毛管半径は、液表面張力に比例し、ウイック圧損と毛管圧頭との比を１から減算した値に比例し、毛管圧頭ファクタとループ圧損とを乗算した値にエバポレータとコンデンサの間の高低差から定まる重力損を加算した値に比例する関係から算定し、
ウイックのポロシティは、
伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるように、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの毛管半径およびポロシティとウイックの材料固有の液透過率との関係式と、
ウイックの形成構造に基づいて定められる、ウイックの熱伝導率およびポロシティとウイックの実効熱伝導率との関係式と、
ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められる、ウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率との比とウイックの毛管半径とウイックの外径と内径の比との関係式から算定し、
前記コンデンサおよびリザーバのサイジングステップにおいて、
毛管圧頭ファクタとループ圧損とを乗算した値に重力損を加算した値を蒸気温度における圧力勾配で除算することによりウイック径方向温度差を求め、気化潜熱を液定圧比熱で除算した値を前記ウイック径方向温度差に加算し、その値をリザーバからの侵入熱を熱負荷で除算した値と乗算することにより過冷却度を求め、気化潜熱を液定圧比熱に前記サブクーラの過冷却度を乗算した値で除算することにより潜熱と顕熱の比を求め、前記潜熱と顕熱の比に、サブクーラ温度効率を乗算した値を、蒸気と液の密度比から定まる二相伝熱係数増倍乗数と、サブクーラの温度効率に１を加算した値と、サブクーラの温度効率に１を加算した値に対する自然対数とを乗算した値で除算することからコンデンサの二相と単相の領域比を求め、コンデンサ・サブクーラの管径は、前記コンデンサの二相と単相の領域比から定まる二相域割合を蒸気管径と乗算した値と、前記コンデンサの二相と単相の領域比から定まる単相域割合を液管径と乗算した値とを加算することにより算定し、
蒸気管の流れは乱流、液管の流れは層流であるとして蒸気粘性係数と蒸気密度と液動粘性係数と気化潜熱と熱負荷とコンデンサ・サブクーラの管径とから蒸気域圧損と液域圧損の比を求め、コンデンサ・サブクーラの長さは、該コンデンサ・サブクーラの長さが、コンデンサ圧損率に比例し、液路圧損勾配に反比例し、コンデンサ・サブクーラの管径を蒸気管径で除算した値の４乗に比例し、熱負荷にリザーバからの侵入熱を加算した値に比例し、平均二相摩擦係数増倍乗数、二相域割合、および蒸気域圧損と液域圧損の比を乗算した値を単相域割合と加算した値に反比例するという関係から算定し、
リザーバの容積は、コンデンサ・サブクーラの長さおよびコンデンサ・サブクーラの管径から定まるコンデンサ容積と蒸気管径から定まる蒸気管容積とを加算した値を、低温起動時液体積率と高温起動時蒸気体積率とを加算して１から減算した値と乗算することにより算定し、
リザーバ直径は、リザーバの容積から表面積が最小となるように算定し、
リザーバ長は、リザーバ直径と同じ値として算定し、
前記ラジエータのサイジングステップにおいて、
フィン・ルート温度を、サブクーラの温度効率の逆数に１を加算した値にサブクーラの過冷却度を乗算した値を飽和蒸気温度から減算することにより求め、ラジエータの面積は、熱負荷とリザーバからの侵入熱とを加算した値に比例し、ラジエータの実効面積率とラジエータ・フィン効率と輻射熱伝達係数とフィン・ルート温度から熱シンク温度を減算した値とを乗算した値に反比例するという関係から算定し、
フィーダの半間隔は、ラジエータの面積をコンデンサ・サブクーラの長さの２倍の値で除算した値として算定し、
フィンの厚さは、フィンの熱伝導率に反比例し、ラジエータの実効面積率に比例し、輻射熱伝達係数に比例し、フィーダの半間隔をフィン効率から定まるフィン伝導パラメータで除算した値の２乗に比例する関係から算定したことを特徴とする方法が提供される。
【発明の効果】
【０００８】
このように、本発明によれば、ループヒートパイプにおけるエバポレータをサイジングすることおよびウイックの形成構造を指定することができる。また、ループヒートパイプ全体の設計を行う場合には、運用条件および設計パラメータ値を与えるだけで、流熱的に一貫した設計計算がなされるので、過去の試作結果をもとに経験的にサイジングすることや、ウイックの特性を指定する必要がなく、各要素の設計結果はシステム的に整合のとれたものになる。したがって、本方法により設計されたループヒートパイプは、最適サイジングされているため、性能極大となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
以下に、図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。ただし、以下の説明は、あくまでも本発明の例示にすぎず、下記の記述によって発明の技術的範囲が限定されるものではない。本発明は、ループヒートパイプの構成要素のサイジングの合理的方法に関するものであり、その理解のため、まず、設計対象となるループヒートパイプについて説明する。
【００１０】
[ループヒートパイプの構成の概略]
図１は、本発明において設計の対象となるループヒートパイプの構成をエバポレータの軸方向の断面について示した図である。また、図４は、ループヒートパイプの外観を示した図である。ループヒートパイプは、第１のウイック１６０、第２のウイック１７０を内蔵したエバポレータ１００、それと一体となったリザーバ１８０、ラジエータ２００を取り付けたコンデンサ・サブクーラ２１０、蒸気管１５０、および液管２２０から構成されている。図２は、エバポレータ１００の径方向の断面を表したものである。エバポレータ１００は、図２に示した径方向の断面を有する二重管構造となっており、内管側が液チャンネルで外管側が蒸気チャンネルである。内管は、厚肉円筒状の毛管力発生用ウイック（第１のウイック１６０）であり、その内壁には、図１上部の軸方向の断面に示したようにリザーバ１８０と液チャンネルとの間の液リンクのため、粗いウイック（第２のウイック１７０）が取り付けられている。また、バイオネット管１９０が液管の延長として液供給のため液チャンネルに挿入されている。外管はサドル１１０付き円管で、その内壁には蒸気グルーブ１２０が蒸気チャネル用に刻まれており、外管の出口が蒸気ポート１３０となっている。コンデンサ・サブクーラ２１０は、ラジエータ・フィーダとして機能するように蛇管状になっている。サドル１１０を介して熱がエバポレータ１００に加えられると、第１のウイック１６０の外表面から冷媒液が蒸発する。発生蒸気は、蒸気グルーブ１２０を通って蒸気ポート１３０に集められ、蒸気管１５０を経由してコンデンサ２１０に入り、そこで放熱して凝縮する。凝縮液は、サブクーラ２１０で過冷却され、液管２２０およびバイオネット管１９０を経由してエバポレータ１００に入る。液チャンネル内で冷媒液は第１のウイック１６０の内表面から毛管力により吸い上げられるので、熱駆動による冷媒循環ループが形成される。
【００１１】
本発明は、上記のようなループヒートパイプの各構成要素の設計すなわち寸法の算定（サイジング）を行うものである。
【００１２】
図１、図２および図３に、ループヒートパイプのサイジングの対象となる構成要素を示す。図３（ａ）は、図１に示したものと同じ形状断面のラジエータ２００を表した図であり、図３（ｂ）は、図３（ａ）のＡＡの断面図であり、図３（ｃ）は、図３（ａ）のＢＢの断面図である。サイジングの対象となる構成要素は、蒸気管径ＤVL（符号ｋ）、液管径ＤLL（符号ｇ）、バイオネット管径Ｄbayo（符号ｆ）、ウイック内径Ｄwin（符号ｃ）、ウイック外径Ｄwout（符号ｂ）、ウイック厚δw（符号ｄ）、蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比εvch（図２において、Avchを全ての蒸気グルーブ１２０を合算した蒸気チャンネル面積とし（Avch＝Av1＋Av2＋・・・＋AvN）、Alchをアニュラ・スペースおよびバイオネット管からなる液チャンネル面積とすると、εvch＝Avch/Alchと表される）、エバポレータ長Ｌevap（符号ｅ）、ウイックの毛管半径ｒc、ウイックのポロシティεw、コンデンサ・サブクーラの管径Ｄcond（符号ｊ）、コンデンサ・サブクーラの長さＬcond（符号ｍ）、リザーバの容積Ｖres、リザーバの直径Ｄres（符号ａ）、ラジエータの面積ＡR、フィーダの半間隔ＷF（符号ｈ）、フィンの厚さδR（符号l）である。
上記のサイジングを行うために、前提として、以下の運用条件および設計パラメータを用いる。
【００１３】
運用条件は、エバポレータに対する熱負荷Ｑ、蒸気温度Ｔυ、エバポレータおよびリザーバの周辺環境温度であるアンビエント温度Ｔａ、ラジエータの放熱環境温度である熱シンク温度Ｔｓ、蒸気路長ＬVL、液路長ＬLL、エバポレータとコンデンサとの間の高低差△h、重力加速度gである。
【００１４】
設計パラメータは、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータ温度効率Φevap、安定凝縮させる重力の毛管力に対する比を示す臨界ボンド数Ｂｏ*、蒸気チャンネルと蒸気管との断面積比（蒸気管/蒸気チャンネル断面積比）Φvch/VL、最大毛管圧力を決めるにあたってループ圧損の設計マージンを示す毛管圧頭ファクタｆH、エバポレータに対する単位面積当りの熱負荷q、エバポレータのウイック装着可能な部分の長さである有効長とエバポレータの全長との比（エバポレータ有効/全長比）(Ｌ(a)／Ｌ)*evap、エバポレータのサドル幅とウイック外径との比（エバポレータ・サドル幅/ウイック外径比）(W/D)*evap、エバポレータの設置場所周辺であるアンビエントとウイックとの間の熱コンダクタンス（アンビエント/ウイック間コンダクタンス）Ｋaw、蒸気路の単位長さ当りの圧損を示す蒸気路圧損勾配(△PVL/LVL)*、液路の単位長さ当りの圧損を示す液路圧損勾配(△PLL/LLL)*、コンデンサの単位排熱量当りの圧損を示すコンデンサ圧損率(△Pcond/Q)*、ウイック圧損と毛管圧頭の比（ウイック圧損/毛管圧頭比）(△Pwick/△Pcap)*、サブクーラの入口の液温度と出口の液温度との差であるサブクーラの軸方向温度差の、サブクーラの入口の液温度と管壁の温度との差である径方向温度差に対する比を示すサブクーラ温度効率Φsub、リザーバ内で液体が占める割合を示すリザーバ内の低温起動時液体積率αL、リザーバ内で蒸気が占める割合を示す高温起動時蒸気体積率βV、ラジエータ・パネルの表裏両面のうち放熱に使用し得る割合を示すラジエータの実効面積率ηS、およびラジエータ・パネルの温度がフィン・ルートから離れるに従って低下することを考慮した場合の放熱量と低下せず一様とした場合の放熱量との比を示すラジエータ・フィン効率ηFである。
【００１５】
なお、運用条件、設計パラメータ、およびその他関連する物理量は、後述する[用語説明]欄を参照することにより設計者には容易に理解されるものである。
【００１６】
[ループヒートパイプの設計理論（解析モデル化）]
ここで、本発明に係るトップダウン型のループヒートパイプ（ＬＨＰ）の設計方法の基礎となるＬＨＰの設計理論（解析モデル化）を説明する。
【００１７】
ＬＨＰの第１ウイックは、通常、相対的に長い厚壁円筒であるため、そこを通る流体および熱の流れは、半径方向に一次元的である。したがって、エネルギー方程式は、以下のようになる。
2008008573.tif 000003
（１）
【００１８】
ここで、ｒはシリンダー中心線からの半径距離であり、Ｔはウイックの局所温度、vrは液の径方向速度、Cplは液定圧比熱、ρlは液密度、keffはウイックの実効熱伝導率である。半径ｒの位置の円筒状の表面を通過する流量について考えると、質量流率は、式（２）のように表される。
2008008573.tif 000004
（２）
【００１９】
ここで、
2008008573.tif 000005
は、エバポレータ活動領域長であり、式（１）は以下のように書き換えられる。
2008008573.tif 000006
（３）
【００２０】
ここで、
2008008573.tif 000007
は定数であり、式（４）のように表すことができる。
2008008573.tif 000008
（４）
【００２１】
T(rwin)=TwinおよびT(rwout)=Twoutの境界条件を満たす式（３）の解析解は、以下のように表される。
2008008573.tif 000009
（５）
【００２２】
routからrinへ向うウイックを横切る熱伝達量は、式（６）から決定される。
2008008573.tif 000010
（６）
【００２３】
ここで、Kevapはエバポレータ径方向コンダクタンスであり、T’(rwinn)はウイック内面の温度勾配である。式（５）と式（６）から式（７）が導かれる。
2008008573.tif 000011
（７）
【００２４】
ここで、RWはウイックの外径と内径の比であり、以下のように表される。
2008008573.tif 000012
（８）
【００２５】
ＬＨＰエバポレータは熱交換器とみなすことができるため、伝達ユニット数の概念がエバポレータの性能に対して利用可能となる。伝達ユニット数は、一般に、以下のように定義される。
2008008573.tif 000013
（９）
【００２６】
式（７）を式（９）に代入すると、以下のようになる。
2008008573.tif 000014
（１０）
【００２７】
また、そのコンダクタンスは、式（６）から以下のように導かれる。
2008008573.tif 000015
（１１）
【００２８】
式（４）を式（９）および（１１）に適用すると、以下の式（１２）が得られる。
2008008573.tif 000016
（１２）
【００２９】
この関係によると、式（１０）は以下のように表される。
2008008573.tif 000017
（１３）
【００３０】
したがって、ウイックの外径と内径の比は、以下の式（１４）から決定される。
2008008573.tif 000018
（１４）
【００３１】
NTUevapより便利な性能指数は、エバポレータの温度効率Φevapである。これら２つの関係を表す式は、式（１５）として知られている。
2008008573.tif 000019
（１５）
【００３２】
また、式（１５）から、NTUevapは以下のように表すことができる。
2008008573.tif 000020
（１６）
【００３３】
ＬＨＰエバポレータは２重の管構造のため、ウイック内径Dwinは以下のように表される。
2008008573.tif 000021
（１７）
【００３４】
このとき、バイオネット管径は以下のように表すことができる。
2008008573.tif 000022
（１８ａ）
【００３５】
ここで、DLLは液管径である。ボンド数の大きさは円筒状のウイックとバイオネット管の間に形成されるアニュラ・スペースWannに依存する。臨界ボンド数の定義から以下の式が得られる。
2008008573.tif 000023
（１８ｂ）
【００３６】
ここで、Bo*は安定凝縮させるための臨界ボンド数、σlは液表面張力、ρlは蒸気密度、gは重力加速度である。ウイック外径Dwoutおよびウイック厚δwは以下の式から決定される。
2008008573.tif 000024
（１９ａ）
2008008573.tif 000025
（１９ｂ）
【００３７】
エバポレータ長Levapは、熱負荷Qに比例させて以下のようなサイズになる。
2008008573.tif 000026
（２０）
【００３８】
サドル付エバポレータに対して、サイジングパラメータ
2008008573.tif 000027
は、以下の式によって与えられる。
2008008573.tif 000028
（２１）
【００３９】
ここで、
2008008573.tif 000029
は全長に対する活動領域長の割合であり、
2008008573.tif 000030
はエバポレータのサドル幅とウイックの外径との比であり、qは単位面積当りの熱負荷である。したがって、ＬＨＰエバポレータの寸法は、別途決定されるDLL値に対して１つの値が特定され得る。
【００４０】
ここで、ループ圧損の推定は、必要とされる毛管圧頭を見出すためになされるものである。図１に示されるレイアウトにおいて生じるループ圧損ΔPloopは、以下のように表される。
2008008573.tif 000031
（２２）
【００４１】
ここで、ΔPVLは蒸気路圧損、ΔPLLは液路圧損、ΔPcondはコンデンサ圧損、
2008008573.tif 000032
はエバポレータ液チャネル圧損、
2008008573.tif 000033
はエバポレータ蒸気グルーブ圧損、ΔPportはエバポレータポート圧損、ΔPfittはエバポレータ／コンデンサのフィッティング圧損である。このとき、蒸気路圧損、液路圧損、およびコンデンサ圧損は、以下のようにそれぞれ見積られる。
2008008573.tif 000034
（２３ａ）
2008008573.tif 000035
（２３ｂ）
2008008573.tif 000036
（２３ｃ）
【００４２】
ここで、LVLは蒸気路長、LLLは液路長、Q’はリザーバからの熱入力である。
式（２３ａ−２３ｃ）を計算するにあたっては、蒸気路圧損勾配(ΔPVL/LVL)*、液路圧損勾配(ΔPLL/LLL)*、およびコンデンサ圧損率(△Pcond/Q)*はシステム要求に基づき指定される。式（２２）の最後の４項は以下のように表すことができる。
2008008573.tif 000037
（２４ａ）
2008008573.tif 000038
（２４ｂ）
2008008573.tif 000039
（２４ｃ）
【００４３】
ここで、νlは液動粘性係数、λは気化潜熱、γυは蒸気比熱比、ρυは蒸気密度である。各圧損係数ζevap、ζport、ζfitt(v)、およびζfitt(l)は、付録の式（Ａ１ａ）、（Ａ２ａ）、（Ａ３ａ）、および（Ａ４ａ）でそれぞれ与えられる。最後の３項は、同じく式（Ａ５ａ）として共通的に表される。それぞれの係数を導く際には、式（Ａ１ｂ）、（Ａ２ｂ）、（Ａ３ｂ）、および（Ａ４ｂ）を用いて関連する断面積比を定義する。式（２４ｃ）のファクタφcond/LLは、式（Ａ４ｂ）で定義され、コンデンサ出口での断面変化を示している。マッハ数の２乗を含む式（２４ｂ）は、圧損が蒸気速度の２乗に比例するという関係から生じるものである。蒸気速度は、通常、非常に低いことから、Ma*は1/1000εvchとしている。このとき、断面積比εvchは式（Ａ２ｃ）で定義される。ウイック圧損Δpwickおよび重力圧損Δpgravを考慮すると、必要とされる毛管圧頭Δpcapは以下によって与えられる。
2008008573.tif 000040
（２５）
【００４４】
ここで、fHは圧損算定マージンを示す毛管圧頭ファクタである。式（２５）で表される圧力均衡下でウイック外面に形成されるメニスカスが毛管孔内に完全に縮退している場合には、毛管圧頭は以下のようになる。
2008008573.tif 000041
（２６）
【００４５】
ここで、rcは毛管半径（平均毛管孔径の１／２）である。毛管圧頭に対するウイック圧損の比（Δpwick/Δpcap）*を与えると、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000042
（２７）
【００４６】
式（２６）および（２７）を式（２５）に代入すると、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000043
（２８）
【００４７】
このようにして必要とされる毛管半径は求められる。
【００４８】
ダルシーの法則をウイック浸透液流に適用し、式（２）を考慮すると、径方向圧力勾配dp/drを得ることができる。それをrwinからrwoutまで積分すると以下のようになる。
2008008573.tif 000044
（２９）
【００４９】
ここで、
2008008573.tif 000045
はウイック材固有の液透過率Kpとは異なり、以下のように定義される。
2008008573.tif 000046
（３０）
【００５０】
式（２７）および（２９）から以下の式が得られる。
2008008573.tif 000047
（３１）
【００５１】
Kpに対する実験式には様々なものがあるが、それらの多くは以下に示すブレイク・コズニ型である。なお、ウイックの形成構造がファイバ、パウダ、ビーズ、フォウム等のいずれに該当するかによって適用する実験式が異なる。
2008008573.tif 000048
（３２）
【００５２】
ここで、εwはウイックのポロシティ（空孔率）であり、ｎは羃数であり、cwは定数である。Kpとkeffの間の関係は、以下のようにして求められる。すなわち、式（１１）を式（９）に代入すると以下のようになる。
2008008573.tif 000049
（３３）
【００５３】
式（３３）を式（３１）で除すると、以下のようになる。
2008008573.tif 000050
（３４）
【００５４】
式（３０）は、このとき、以下のように書き換えることができる。
2008008573.tif 000051
（３５）
【００５５】
式（３５）の右辺は、Φevap、（Δpwick/Δpcap）*、fHに依存し、式（１４）、（２８）、および（３４）から算出される。keffの実験式は付録Ｂに示されるものである。メッシュ／スクリーンに対しては式（Ｂ１ａ）が、焼結ファイバに対しては式（Ｂ１ｂ）が、パウダに対しては式（Ｂ２ａ）が、焼結パウダに対しては式（Ｂ２ｂ）が、ビーズに対しては式（Ｂ３）が、フォウムに対しては式（Ｂ４）が使用される。必要とされるウイックのポロシティは、式（３２）および付録Ｂの適切な式を用いて式（３５）から算定される。
【００５６】
圧力対温度の関係から、ＬＨＰ内には３つの飽和状態が存在する。それらはコンデンサ、エバポレータ、およびリザーバにおいて見受けられるが、注目すべきは、後の２つの状態に関するものである。液圧plに注目すると、設計条件下でpevap=pl+Δpcapおよびpres=pl+Δpwickの関係がある。したがって、エバポレータとリザーバとの間の圧力差は、Δpcap-Δpwickになる。このことが第２ウイックに以下に示すわずかな温度差を生じさせる。
2008008573.tif 000052
（３６）
【００５７】
ここで、Tv'(pv)は圧力軸に対するp-T曲線の傾きである。式（３６）は、式（２５）を用いると、ウイックの径方向の温度差は以下のように表すことができる。
2008008573.tif 000053
（３７）
【００５８】
ここで、pv'(Tv)は、Tv'(pv)に対して逆数の関係にあり、蒸気温度Tvのときのp-T曲線の傾きであり、クラウジウス・クラペイロン式から算出することができる。定常状態では、加えた熱量Qの大きさは、冷媒の相変化によってエバポレータから除去することができるが、その一部は、リザーバに漏れ出す。したがって、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000054
（３８）
【００５９】
また、リザーバを介した熱の流入および流出は、概して以下の式によって与えられる。
2008008573.tif 000055
（３９）
【００６０】
ここで、Kawはアンビエント（周辺環境）とウイックとの間の熱コンダクタンスであり、Taはアンビエント温度である。式（３９）は、Ta<Tvの場合には負の値になるが、そのような場合にはQ'をゼロとする。これは、コンデンサおよびラジエータは多少大きくするべきであるという設計思想から生じるものである。サブクーラは、熱流入Q'を過冷却された還流液によって吸収させるために必要である。その関係は、以下のように表される。
2008008573.tif 000056
（４０）
【００６１】
ここで、ΔTsubは過冷却度である。式（４０）を式（３８）で除すると以下の式が与えられる。
2008008573.tif 000057
（４１）
【００６２】
このとき、潜熱と顕熱の比は、以下のように表される。
2008008573.tif 000058
（４２）
【００６３】
ＬＨＰを熱ポンプとみなすと、熱入力はQ+Q’となるが、ポンピングのために
2008008573.tif 000059
が費される。ポンプ効率は、そのため以下のように定義される。
2008008573.tif 000060
（４３）
【００６４】
式（３８）および（４０）を式（４３）に代入すると、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000061
（４４）
【００６５】
蒸気管の流れは乱流で、液管の流れは層流であるとし、コルバーンの摩擦係数によって特徴づけられているとすると、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000062
（４５ａ）
2008008573.tif 000063
（４５ｂ）
【００６６】
ここで、μvは蒸気粘性係数であり、DVLは蒸気管径である。冷媒質量流率
2008008573.tif 000064
は式（３８）から以下のように導かれる。
2008008573.tif 000065
（４６）
【００６７】
式（４６）を式（４５ａ）および（４５ｂ）に適用すると、以下の式が得られる。
2008008573.tif 000066
（４７ａ）
2008008573.tif 000067
（４７ｂ）
【００６８】
したがって、式（１８ａ）に示されているバイオネット管径は、式（４７ｂ）から決定できる。また、式（４７ａ）および（４７ｂ）は、コンデンサ管径およびコンデンサ長のサイジングに用いられる。サイジングの実用的方法を開発するために、凝縮蒸気域および過冷却域からなる２領域モデルを使用する。このとき、規格化した長さη2Φおよびη1Φを用いて二相域および単相域を定義する。熱は、η2Φの領域から
2008008573.tif 000068
の割合で、η1Φの領域から
2008008573.tif 000069
の割合で取り除かれる。軸方向の熱の除去は、作動流体からコンデンサ管への径方向の熱伝達に等しいため、それぞれの割合は、以下のように表される。
2008008573.tif 000070
（４８ａ）
2008008573.tif 000071
（４８ｂ）
【００６９】
ここで、Ahは熱伝達表面積、U2Φは活動コンデンサ域（二相域）の総括熱伝達係数、U1Φはサブクーラ域（単相域）の総括熱伝達係数、
2008008573.tif 000072
は二相域出口の液とラジエータとの間の温度差、ΔTlmは対数平均温度差であり、それらは、ΔTsubに依存し、以下のように表される。
2008008573.tif 000073
（４９ａ）
2008008573.tif 000074
（４９ｂ）
【００７０】
ここで、Φsubはサブクーラの温度効率である。U2ΦおよびU1Φは、それぞれ、二相および単相の熱伝達係数h2Φおよびh1Φとみなされるので、U2Φ/U1Φは概して以下のように表される。
2008008573.tif 000075
（５０）
【００７１】
平均二相伝熱係数増倍乗数
2008008573.tif 000076
は、式（Ａ６ｂ）のもとで式（Ａ７ｂ）から算出される。式（４８ａ）を式（４８ｂ）で除すれば、二相・単相領域比が得られる。式（４９ａ）、（４９ｂ）、および（５０）から、その比は、以下のようになる。
2008008573.tif 000077
（５１）
【００７２】
このとき、二相域割合および単相域割合は、それぞれ、
2008008573.tif 000078
（５２ａ）
2008008573.tif 000079
（５２ｂ）
である。
【００７３】
DVLはDLLより大きくすべきであるため、DVL＞Dcond＞DLLの関係がある。したがって、コンデンサ管径は、以下のように決められる。
2008008573.tif 000080
（５３）
【００７４】
また、２領域モデルは、活動コンデンサ圧損およびサブクーラ圧損を求めるのに用いられる。その２つの和により、コンデンサの全圧損が与えられる。
2008008573.tif 000081
（５４ａ）
ここで、Ψは平均二相摩擦係数増倍乗数であり、式（Ａ８ｂ）から算出される。
2008008573.tif 000082
および
2008008573.tif 000083
は、それぞれ、表現が式（４５ａ）および（４５ｂ）と同様であり、式（４６）が成り立つので、蒸気域圧損と液域圧損の比（コンデンサの二相域/単相域圧損比）は、以下のようになる。
2008008573.tif 000084
（５４ｂ）
【００７５】
2008008573.tif 000085
および
2008008573.tif 000086
の設計仕様値が決まると、必要とされる除去熱量はQ+Q’であるので、以下の式を得る。
2008008573.tif 000087
（５５ａ）
【００７６】
式（４５ｂ）および、
2008008573.tif 000088
と
2008008573.tif 000089
との類似性を考慮すると、その比は、以下のように与えられる。
2008008573.tif 000090
（５５ｂ）
【００７７】
2008008573.tif 000091
に関しては、式（５４ａ）、式（５５ａ）および式（５５ｂ）から導かれ、それら２つを等置すると、以下のように必要とされる全コンデンサ長が求められる。
2008008573.tif 000092
（５６）
【００７８】
コンデンサ容積Vcondは式（５３）および（５６）から、蒸気管容積VVLは式（４７ａ）から、液管容積VLLは式（４７ｂ）から算出することができる。必要とされるリザーバ容積Vresは、ループヒートパイプ内の液移動の大きさに依存しており、コンデンサおよび蒸気管が低温ではフラッド状態になっているが、高温ではフラッド状態になることはないということから決められる。このとき、ある程度の液体が低温起動時にリザーバに残っており、ある程度の蒸気が高温起動時にそこに残っていなければならない。この要求は、液充填量が保存されるので、以下のようになる。
2008008573.tif 000093
（５７ａ）
2008008573.tif 000094
（５７ｂ）
【００７９】
ここで、
2008008573.tif 000095
はエバポレータ液チャンネルの体積であり、αLはリザーバ体積に対する液体積の割合（リザーバ内の低温起動時液体積率）であり、βVは蒸気体積の割合（高温起動時蒸気体積率）である。式（５７ａ）および（５７ｂ）をまとめると、以下のように表すことができる。
2008008573.tif 000096
（５８）
【００８０】
αL＝βV＝0.1である場合、式（５７ｂ）および（５８）は、以下のようになる。
2008008573.tif 000097
（５９ａ）
2008008573.tif 000098
（５９ｂ）
【００８１】
リザーバの管径および長さのサイジングに関しては、その方法はまだ確立されていないが、本発明では、以下のように決めることができる。
2008008573.tif 000099
（６０ａ）
2008008573.tif 000100
（６０ｂ）
【００８２】
式（６０ａ）および（６０ｂ）は、体積一定の円柱状リザーバの全表面積を最小化させる。リザーバは周辺環境にさらされており、第２ウイックと接続されているので、Q’を定義するために式（３９）で導入された熱コンダクタンスKawは、以下のように表される。
2008008573.tif 000101
（６１）
【００８３】
Ka/resおよびKres/wは実用的には以下のように与えられる。
2008008573.tif 000102
（６２ａ）
2008008573.tif 000103
（６２ｂ）
【００８４】
ここで、上付き記号マクロンは、参照値を意味している。ラジエータ温度TRは正確には一様ではないが、コンデンサ出口でのフィン・ルート温度を代用して、ラジエータのサイジングを行うことができる。ここで、ラジエータの径方向の温度差は、
2008008573.tif 000104
である。式（４９ａ）を
2008008573.tif 000105
に代入して、Tvを飽和液温度とすると、以下の式が導かれる。
2008008573.tif 000106
（６３）
【００８５】
熱シンク温度Tsを指定すればラジエータの面積ARは以下の式から決定される。
2008008573.tif 000107
（６４）
【００８６】
ηSはラジエータ・パネル表裏両面のうち放熱に使用し得る割合を示すラジエータの実効面積率であり、ηFはラジエータ・パネルの温度がフィーダすなわちフィン・ルートから離れるに従って低下することを考慮した場合の放熱量と低下せず一様とした場合の放熱量との比を示すラジエータのフィン効率であり、hSは輻射熱伝達係数である。
【００８７】
このとき、輻射の温度４乗則は、以下の式を与える。
2008008573.tif 000108
（６５）
【００８８】
ここで、εtは表面赤外輻射率、
2008008573.tif 000109
はステファン・ボルツマン定数である。矩形状フィンのηFは以下のように表される。
2008008573.tif 000110
（６６）
【００８９】
ここで、ωFはフィン伝導パラメータである。式（６６）の数値的逆変換は式（Ａ９）で与えられ、ηFをωFに変換することができる。式（５６）および（６４）において、フィーダ半幅WFは、以下の式から算定される。
2008008573.tif 000111
（６７）
【００９０】
ωFはフィンの線形化熱伝導方程式の解から得られ、以下のように与えられる。
2008008573.tif 000112
（６８）
【００９１】
ここで、kRはフィンの熱伝導率であり、δRはフィンの厚さである。kRδRは必要とされるフィンの熱コンダクタンスを示している。設計者は寸法と同様に重量にも配慮するため、ＬＨＰ質量モデルを参照のために付録Ｃに示した。
【００９２】
[本発明の一実施形態に係るループヒートパイプの設計方法]
次に、上述のＬＨＰの設計理論に基づいて、本発明の一実施形態に係るループヒートパイプの各種寸法を設計する方法について説明する。
まず、本発明の一実施形態に係るＬＨＰのエバポレータのウイックを設計する方法について説明する。ウイックの設計では、ウイックの外径と内径の比およびウイックの空孔率を示すポロシティを算定する。
【００９３】
ウイックの外径と内径の比は、以下のように算定することができる。すなわち、まず、エバポレータの液管側温度と蒸気管側温度との差であるエバポレータ軸方向温度差の、バイオネット管の温度とウイックの外径部温度との差であるエバポレータ径方向温度差に対する比を示すエバポレータの温度効率を１から減算した値の自然対数の負数として伝達ユニット数を算定する（上記式（１６））。次に、ウイックの熱伝導と液透過に関するエネルギー方程式の解（上記式（５））として得られた径方向温度分布のウイック内径における温度勾配（上記式（６））からエバポレータの径方向コンダクタンスを求め（上記式（７））、該径方向コンダクタンスから定まる、エバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径と内径の比の関係式（上記式（１０））と、前記エネルギー方程式の解に現れるウイックの径方向距離の冪数がエバポレータを熱交換器としてみなしたときの伝達ユニット数の逆数であるという関係式（上記式（１２））とを導く。最終的に、これらの関係式を用いて、ウイックの外径と内径の比を算定することができる（上記式（１４））。
【００９４】
また、ウイックの空孔率を示すポロシティは、前提として、ウイックの毛管半径、ウイックの毛管圧頭、ウイック圧損と毛管圧頭との比、液定圧比熱、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数、エバポレータ温度効率が設定値として与えられているものとすると、以下のように算定することができる。すなわち、まず、上記のウイックの外形と内径の比を算定する場合と同様に、伝達ユニット数を算定し（上記式（１６））、ウイックの外径と内径の比を算定する（上記式（１４））。そして、前記ウイックの外径と内径の比、前記伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるようにウイックのポロシティを算定する。より詳細には、ウイックの形成構造に基づいて定められるウイックの毛管半径およびポロシティとウイック材固有の液透過率Kpとの関係式（上記式（３２））と、ウイックの形成構造に基づいて定められるウイックのポロシティとウイック材および冷媒液の熱伝導率とウイックの実効熱伝導率keffとの関係式（付録Ｂの式）と、ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められるウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率とウイックの毛管半径の２乗とウイックの外径と内径の比の自然対数との関係を示した式（上記式（３４）および（３５））からウイックのポロシティを算定することができる。
【００９５】
次に、本発明の一実施形態に係るＬＨＰ全体の設計方法について説明する。図５は、本発明の一実施形態に係るＬＨＰ全体の設計方法の概略フローを示したものである。これは、上述のＬＨＰの設計理論に基づいてＬＨＰの各構成要素の寸法を算出するために必須となる物理量を抽出し、その物理量の各々の関係から各構成要素の寸法の決定順序を特定してトップダウンでＬＨＰを設計することを実現したものである。設計フローでは、まず、流体の物性値を算定し（Ｓ１）、次に、エバポレータの径方向および軸方向それぞれのサイジングを行い（Ｓ２）、次に、圧損を算定し（Ｓ３）、次に、ウイック特性を算定し（Ｓ４）、次に、コンデンサおよびリザーバのサイジングを行い（Ｓ５）、最後に、ラジエータのサイジングを行う（Ｓ６）。以下、本発明に係る設計方法を上述のＬＨＰの設計理論で用いた式と対応させて具体的に説明する。
【００９６】
まず、流体の物性値を算出するステップ（Ｓ１）について説明する。
【００９７】
上述のＬＨＰの各構成要素を設計するには流体の物性値を算出しておく必要がある。ここで、流体の物性値は、冷媒の所定温度Ｔυでの飽和蒸気圧Pυ、飽和蒸気圧曲線の温度微分である圧力勾配P'υ、蒸気密度ρυ、蒸気（定圧/定積）比熱比γυ、蒸気粘性係数μυ、液密度ρl、液定圧比熱Cpl、液熱伝導率kl、液粘性係数μl、飽和液の粘性係数と密度との比を示す液動粘性係数νl、液表面張力σl、気化潜熱λである。これらの物性値は、冷媒物性算定式を用いて、臨界温度から求まる換算温度、臨界圧力から求まる換算圧力に基づいて求めることができる。なお、流体の物性値の算定方法には流体ごとに様々なものが存在するが、それらのいずれの方法に基づいて求めてもよい。
【００９８】
次に、エバポレータの径方向および軸方向それぞれのサイジングを行うステップ（Ｓ２）について説明する。まず、エバポレータの径方向のサイジングについて説明する。
【００９９】
蒸気管径ＤVLは、蒸気管の流れが乱流であるとしたときの、蒸気粘性係数と蒸気密度と気化潜熱と蒸気管径と熱負荷と蒸気路圧損勾配との関係を示す上記式（４７ａ）から求めることができる。
【０１００】
また、液管径ＤLLは、液管の流れが層流であるとしたときの、液動粘性係数と気化潜熱と液管径と熱負荷と液路圧損勾配との関係を示す上記式（４７ｂ）から求めることができる。
【０１０１】
また、バイオネット管径Ｄbayoは、液管径ＤLLと等しいので、式（１８ａ）から求めることができる。
【０１０２】
このとき、ウイック内径Ｄwinは、臨界ボンド数Ｂｏ*、液表面張力、液密度、蒸気密度および重力加速度によって定まる液チャンネルのアニュラ・スペース全幅Ｗannとバイオネット管径Ｄbayoとを加算することにより、上記式（１７）から求められる。
【０１０３】
また、ウイック外径Ｄwoutは、エバポレータ温度効率を伝達ユニット数に変換し、該伝達ユニット数により定まるウイック外径／内径比とウイックの内径とを乗算することにより、上記式（１９ａ）から求められる。
【０１０４】
次に、ウイック厚δwは、ウイック外径／内径比から１を減算した値にウイック内径Ｄwinを乗算した値を２で除算した値として、上記式（１９ｂ）から求められる。
【０１０５】
また、液チャンネルに対する蒸気チャンネルの断面積比εvchは、蒸気管径をウイック内径で除算した値の２乗を蒸気チャネルと蒸気管の断面積比で除算した値として、付録の式（Ａ２ｃ）から決定することができる。
【０１０６】
次に、エバポレータの軸方向のサイジングを行うステップ（Ｓ２）について説明する。
【０１０７】
エバポレータ長Ｌevapは、熱負荷を、単位面積当り熱負荷とウイック外径とエバポレータ・サドル幅/ウイック外径比とエバポレータ有効/全長比とを乗じたエバポレータの単位長さ当りの熱負荷で除算した値として、上記式（２０）のように求めることができる。
【０１０８】
このようにして、エバポレータの径方向および軸方向のサイジングを行うステップ（Ｓ２）では、蒸気管径ＤVL、液管径ＤLL、バイオネット管径Ｄbayo、ウイック内径Ｄwin、ウイック外径Ｄwout、ウイック厚δw、蒸気チャンネルの液チャンネルに対する断面積比εvch、およびエバポレータ長Ｌevapを決めることができる。
【０１０９】
次に、圧損を算定するステップ（Ｓ３）について説明する。
【０１１０】
まず、蒸気路圧損は、蒸気路圧損勾配(△PVL/LVL)*と蒸気路長ＬVLとを乗算することにより、上記式（２３ａ）から求めることができる。
【０１１１】
また、液路圧損は、液路圧損勾配(△PLL/LLL)*と液路長ＬLLとを乗算することにより、上記式（２３ｂ）から求めることができる。
【０１１２】
また、コンデンサ圧損は、アンビエント温度から蒸気温度を減算した値とアンビエント/ウイック間コンダクタンスＫawとを乗算した値であるリザーバからの侵入熱Q'（上記式（３９））をエバポレータに対する熱負荷Qと加算した値をコンデンサ圧損率(△Pcond/Q)*と乗算することにより、上記式（２３ｃ）として求めることができる。
【０１１３】
また、エバポレータ圧損は、蒸気チャンネル/蒸気管断面積比およびバイオネット管/ウイック内径比から定まるエバポレータ圧損係数に比例し、バイオネット管径の４乗に反比例し、液動粘性係数を気化潜熱で除算した値に比例し、熱負荷の２乗に比例し、エバポレータの単位長さ当りの熱負荷に反比例するという関係から、上記式（２４ａ）として求めることができる。
【０１１４】
また、ポート圧損は、蒸気チャンネル/蒸気管断面積比から定まる蒸気ポート圧損係数と、蒸気チャンネルに対する液チャンネルの断面積比の１０００分の１である臨界マッハ数を２乗した値と、蒸気（定圧／定積）比熱比と、飽和蒸気圧とを乗算した値の２分の１として、上記式（２４ｂ）のように求められる。
【０１１５】
また、フィティング圧損は、蒸気管/コンデンサ断面積比から定まる蒸気フィティング圧損係数を蒸気密度に蒸気管径の４乗を乗じた値で除算した値と、コンデンサ/液管断面積比から定まる液フィティング圧損係数にコンデンサ出口での断面変化ファクタ（式（Ａ４ｂ））の２乗を乗算した値を液密度に液管径の４乗を乗じた値で除算した値とを加算した値に比例し、熱負荷を気化潜熱で除算した値の２乗に比例するという関係から、上記式（２４ｃ）として求めることができる。
【０１１６】
よって、ループ圧損は、前記それぞれの圧損を合算することにより、上記式（２２）として求めることができる。なお、ループ圧損は、以下のウイックの特定指定を行うステップ（Ｓ４）において利用するものである。
【０１１７】
次に、ウイックの特性指定を行うステップ（Ｓ４）について説明する。
【０１１８】
まず、ウイック毛管半径ｒcは、液表面張力に比例し、ウイック圧損/毛管圧頭比を１から減算した値に比例し、毛管圧損ファクタとループ圧損とを乗算した値にエバポレータとコンデンサの間の高低差△hから△Pgrav=ρlg△hとして定まる重力損を加算した値に反比例するという関係から、上記式（２８）として算定することができる。
【０１１９】
ウイックのポロシティは、伝達ユニット数、液定圧比熱、液動粘性係数、ウイック圧損と毛管圧頭との比、および毛管圧頭から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の解析値と、ウイック材の物性および構造から定まるウイックの熱伝導率と液透過率の比の計算値とが等しくなるように決められる。すなわち、ウイックの形成構造に基づいて定められるウイックの毛管半径およびポロシティとウイック材固有の液透過率Kpとの関係式（上記式（３２））と、ウイックの形成構造に基づいて定められるウイックのポロシティとウイック材および冷媒液の熱伝導率とウイックの実効熱伝導率keffとの関係式（付録Ｂの式）と、ウイックの熱伝導と液透過との相関性から定められるウイックの形状補正液透過率とウイックの実効熱伝導率とウイックの毛管半径の２乗とウイックの外径と内径の比の自然対数との関係を示した式（上記式（３５））から求めることができる。
【０１２０】
このように、ウイックの特性指定を行うステップ（Ｓ４）では、ウイック毛管半径ｒcおよびウイックのポロシティεwを決めることができる。
【０１２１】
次に、コンデンサおよびリザーバのサイジングを行うステップ（Ｓ５）について説明する。
【０１２２】
コンデンサ管径を求めるにあたって、まず、ウイック径方向温度差を、毛管圧頭ファクタとループ圧損とを乗算した値に重力損を加算した値を蒸気温度における圧力微分で除算する（上記式（３７））ことにより求める。次に、気化潜熱を液定圧比熱で除算した値を前記ウイック径方向温度差に加算し、その値をリザーバからの侵入熱を熱負荷で除算した値と乗算する（上記式（４１））ことにより過冷却度を求める。次に、潜熱/顕熱比を、気化潜熱を液定圧比熱と前記サブクーラの過冷却度とを乗算した値で除算する（上記式（４２））ことにより求める。そして、コンデンサの二相/単相領域比を、前記潜熱/顕熱比とサブクーラの温度効率とを乗算した値を、蒸気/液密度比から定まる二相伝熱係数増倍乗数
2008008573.tif 000113
と、サブクーラの温度効率に１を加算した値と、サブクーラの温度効率に１を加算した値に対する自然対数とを乗算した値で除算すること（上記式（５１））から求める。最終的に、コンデンサ管径は、前記コンデンサの二相/単相領域比から定まる二相域割合（上記式（５２ａ））を蒸気管径と乗算した値と、前記コンデンサの二相/単相領域比から定まる単相域割合（上記（５２ｂ））を液管径と乗算した値とを加算することにより、上記式（５３）として求めることができる。
【０１２３】
蒸気管の流れは乱流であり、液管の流れは層流であるとして蒸気粘性係数と蒸気密度と液動粘性係数と気化潜熱と熱負荷とコンデンサ管径とから蒸気域圧損と液域圧損の比を求め（上記式（５４ｂ））、コンデンサ長Ｌcondは、該コンデンサ長が、コンデンサ圧損率に比例し、液路圧損勾配に反比例し、コンデンサ管径を蒸気管径で除算した値を４乗した値に比例し、熱負荷にリザーバからの侵入熱を加算した値に比例し、平均二相摩擦係数増倍乗数Ψ、二相域割合、および蒸気域圧損と液域圧損との比を乗算した値を単相域割合と加算した値に反比例するという関係から、上記式（５６）として求めることができる。
【０１２４】
また、リザーバの容積Ｖresは、コンデンサ長およびコンデンサ管径から定まるコンデンサ容積（上記式（５３）および（５６））と蒸気管径から定まる蒸気管容積（上記式（４７ａ））とを加算した値を、リザーバ体積に対する液体積の割合とリザーバ体積に対する蒸気体積の割合とを加算して１から減算した値で除算することにより、上記式（５８）として求めることができる。
【０１２５】
また、リザーバ直径Ｄresは、リザーバの容積の１／３乗に比例するとして求めることができる（上記式（６０）ａ）。
【０１２６】
また、リザーバ長は、リザーバ直径と同じ値として定めることができる（上記式（６０）ｂ）。
【０１２７】
このように、コンデンサおよびリザーバのサイジングを行うステップ（Ｓ５）では、コンデンサ・サブクーラの管径Ｄcond、コンデンサ・サブクーラの長さＬcond、リザーバの容積Ｖres、リザーバの直径Ｄresを決めることができる。
【０１２８】
最後に、ラジエータのサイジングを行うステップ（Ｓ６）について説明する。
【０１２９】
フィン・ルート温度を、サブクーラの温度効率の逆数に１を加算した値にサブクーラの過冷却度を乗算した値を飽和蒸気温度から減算することにより求め（上記式（６３））、ラジエータの面積は、熱負荷とリザーバからの侵入熱を加算した値に比例し、ラジエータの実効面積率とラジエータのフィン効率と輻射熱伝達係数とフィン・ルート温度から熱シンク温度を減算した値とを乗算した値に反比例する関係から、上記式（６４）として求めることができる。
【０１３０】
また、フィーダの半間隔ＷFは、ラジエータ面積をコンデンサ長の２倍の値で除算した値として求めることができる（上記式（６７））。
【０１３１】
また、フィンの厚さδRは、フィンの熱伝導率に反比例し、ラジエータの実効面積率に比例し、輻射熱伝達係数に比例し、フィーダの半間隔をフィン効率から定まるフィン伝導パラメータで除算した値の二乗に比例する関係から、上記式（６８）として求めることができる。
【０１３２】
このように、ラジエータのサイジングを行うステップ（Ｓ６）では、ラジエータの面積ＡR、フィーダの間隔ＷF、フィンの厚さδRを決めることができる。
【０１３３】
これまで述べてきたＬＨＰの各構成要素の設計において用いた数式に関しては、必ずしも同一の数式でなければならないとは限らない。上記の算定式によれば理想的な設計値が得られるが、本発明を適用する実際の場面を想定して、上記の各算定式に所定の誤差範囲を指定してもよい。また、実験式に基づく係数等は実験誤差を伴うこともあることを考慮すれば、所定範囲の誤差を許容するためのパラメータを導入することにより、各構成要素の設計値を得るようにしてもよい。
【０１３４】
今まで述べてきたように、本発明に係るループヒートパイプの設計方法は、エバポレータの熱交換器としての能力すなわち温度効率に基づいてモデル化することにより、ウイックの外径と内径の比が得られること、臨界ボンド数を導入することにより、エバポレータ・液チャンネルのアニュラ・スペース全幅が定まること、設計条件から各部圧損を求めてループ圧損を算定すればウイックの毛管半径が決まること、ウイックの形状補正液透過率および材料固有液透過率ならびに熱伝導率の実験式からウイックのポロシティが規定されること、リザーバからの流入熱およびウイック径方向温度差から冷媒過冷却度が決まること、それにより、コンデンサ二相域および単相域の割合が定まり、コンデンサの管径・長さが決まること等を見出したことにより実現されたものである。
【０１３５】
すなわち、本発明は、ウイックの熱・質量伝達方程式の解からエバポレータの伝達ユニット数とウイックの外径／内径比との関係を、エバポレータの温度効率から逆に伝達ユニット数を、圧損勾配、圧損率等から各部圧損を、ウイックの液透過方程式の解から形状補正液透過率を、ループ圧損および飽和蒸気圧曲線勾配からウイック径方向温度差を、平均二相伝熱係数増倍乗数からコンデンサ二相／単相領域比を与える解析式を導入し、それらにより理論的裏付けを有するループヒートパイプの解析モデルを作成したものである。
【０１３６】
[用語説明（物理量関係）]
ここで、各種物理量についてそれぞれ説明すると以下の通りである。
熱負荷：エバポレータに加える熱量。実機の場合はサドル上の電子機器発熱量、実験では一般にヒータ熱量を指す。
液透過率：ウイックの液透過の難易度、単位ｍ2、この値が小さいほど液は透過しにくい。
温度効率：エバポレータまたはサブクーラの軸（流れ）方向温度差の径（管厚）方向温度差に対する比、単位無次元、熱交換器とみなしたときのエネルギー交換率に相当する。
過冷却度：冷媒の飽和状態での温度とそれよりさらに冷却された状態（過冷却状態）での温度との差である。
実効熱伝導率：空孔部すべてに液が含浸した状態でのウイックの熱伝導率である。
重力損：エバポレータとコンデンサとの間の高低差および重力加速度による圧力増減、単位Pa、無重力下ではゼロである。
単相域割合：コンデンサのうち冷媒が過冷却状態（液単相状態）になっている領域の長さの全長に対する比である。
伝導パラメータ：フィン効率を決めるファクタ、等厚平板フィンの場合には輻射コンダクタンスと伝導コンダクタンスとの比の平方根である。
伝達ユニット数：熱コンダクタンスと流れキャパシタンスとの比、単位は無次元である。
二相域割合：コンデンサのうち冷媒が飽和状態（気／液二相状態）になっている領域の長さの全長に対する比である。
二相圧損係数増倍乗数：同一流率下で二相状態で流れた場合の圧損と単相状態で流れた場合の圧損との比である。
二相伝熱係数増倍乗数：同一流率下で凝縮しながら流れた場合の熱伝達係数と相変化せず流れた場合の熱伝達係数との比である。
フィン効率：ラジエータ・パネルの温度がフィーダ（フィン・ルート）から離れるに従って低下することを考慮した場合の放熱量と低下せず一様とした場合の放熱量との比である。
ポロシティ：ウイックの空孔率（空孔占有体積の全体積に対する比）。
ボンド数：重力の毛管力に対する比、微小重力下ではそれが臨界値以上になると凝縮不安定となる。
マッハ数：流速の音速に対する比。
毛管圧頭：最大毛管圧力（ウイック空孔内の液メニスカスの孔壁に対する接触角が０ｄｅｇのときの毛管圧力）。
毛管半径：ウイックの空孔を微細円筒とみなしたときの半径、発生毛管力はその逆数に比例する。
【０１３７】
[用語説明（構成要素関係）]
ここで、ループヒートパイプの構成要素についてそれぞれ説明すると以下の通りである。
アニュラ・スペース：円筒状ウイックとバイオネット管との間に形成されたエバポレータ・液チャンネル内の円環状部分のこと。
アンビエント：エバポレータ・リザーバの設置されている周辺環境。
ウイック：毛管力発生（第１ウイック）・液供給（第２ウイック）用多孔質材。特に明記しない限り、第１ウイックのこと。
エバポレータ：液チャンネルと蒸気チャンネルとから構成される蒸発器。
コンデンサ：蛇管状凝縮器。
サドル：エバポレータに直結された発熱機器取付板。
サブクーラ：コンデンサの液過冷却用部分。
蒸気グルーブ：蒸気チャンネルを構成する溝。
蒸気チャンネル：全ての蒸気グルーブを合わせたもの。
液チャンネル：アニュラ・スペースおよびバイオネット管を合わせたもの。
蒸気ポート：発生蒸気の集積部。
熱シンク：ラジエータの放熱環境。
バイオネット管：液チャンネルに液戻り管の延長として挿入された円管、チャンネル内の液温を均一化する。
フィーダ：ラジエータの幅方向に平行に等間隔に蛇行させた管状コンデンサの１蛇行セグメント。
ラジエータ：フィーダ、フィン、およびパネルから構成される平板状放熱器。
リザーバ：液供給ウイックによりエバポレータ・液チャンネルと連結した液溜、起動条件の相違によるループ内液分布の変化分を補償する。
【実施例１】
【０１３８】
[数値結果]
次に、本発明に係るＬＨＰの設計方法を適用することにより各構成要素の寸法を決定した一実施例について説明する。すなわち、以下では、上述の解析モデルに基づいて基本的構成のＬＨＰに対して作成した設計コードについて説明する。ＬＨＰは、Q、Tv、TS、Ta、LVLおよびLLLが運用条件として与えられると、サイジングすることができる。モデルの設計パラメータ値としては以下を用いた。
Φevap＝0.90
Ｂｏ*＝10.0
Φvch/VL＝0.833
q＝10.0kW/m2
(Ｌ(a)／Ｌ)*evap＝1.0
(W/D)*evap＝4.0
ｆH＝10.0
(△Pwick/△Pcap)*＝0.60
Φsub＝0.90
ηF＝0.90
εt＝0.85
(△Pcond/Q)*＝1.0Pa/W
(△PVL/LVL)*＝40.0Pa/m
(△PLL/LLL)*＝10.0Pa/m
Δh＝Δpgrav/ρlg＝0.10m
このとき運用条件は、特に指定しない限り以下の値とする。
Ｔｓ＝43K
Ｔａ＝313K
ＬVL＝ＬLL＝3.0m
一般的なタイプであるため、両面放熱のラジエータを有するアンモニア冷媒／チタン・パウダ・ウイックのＬＨＰをサイジング計算の対象とした。計算の数値結果は、グラフとして図に示す。各図は、結果をコンパクトに示すため、２つのグループの曲線を含んでいる。太い曲線は、左縦軸座標に対して描かれており、一方、細い曲線は、右縦軸座標に対して描かれている。ＬＨＰは、通常、QとTvの特定の組み合わせに対して設計されるので、図６から１１では、Qを横軸座標として0Wから800Wまでとり、Tvを曲線識別パラメータとして273Kから10Kごとに333Kまでとしている。図６は、必要とされる毛管半径rcおよび所望のウイック・ポロシティεwを表示している。予想されるように、図６は、Qが増加しTvが上がるにつれて、細かい孔径で高多孔性のウイックが必要とされることを示している。代表的な設計点Q＝300WおよびTv＝308Kに対して、図６の曲線Ｂ４／５およびＦ４／５からrC＝2.85μmおよびεw＝0.354であることがわかる。開発されたウイックは、rc＝1.6μmから3.2μmであり、εw＝0.33である。図７および８は、ＬＨＰの半径方向／軸方向の寸法を示している。バイオネット管径Dbayoおよびウイック内径Dwinは図７に表示される。一方、図８は、ウイックの厚さδWおよびエバポレータの長さLevapを示している。図７および８から、必要とされる径方向の大きさは、Qが増加し、Tvが減少するにつれて大きくなることがわかる。このとき、図８は、LevapがQおよびTvと共にほぼ線形的に変化することを示している。このことは、式（１９ａ）、（２０）および（２１）から結果として生じることである。図７および８における曲線Ｂ４／５およびＦ４／５は、Q＝300WおよびTv＝308Kのとき、
Dbayo＝4.0mm、Dwin＝9.7mm、δW＝6.3mmおよびLevap＝0.34mとなることを示している。
【０１３９】
また、ＬＨＰのエバポレータ設計において必要とされるものは、液チャネルに対する蒸気チャネルの断面積比εvchおよびリザーバ容積Vresである。図９は、適切なこれらの組み合わせを見出すのに用いられ、例えば、Q＝300WおよびTv＝308Kのとき、εvch＝0.38およびVres＝0.22ｌである。式（４７ａ）および（４７ｂ）によると、図９の曲線は、εvchおよびVresは、Qが増し、Tvが下がると共に大きくなるという傾向を示している。図１０はＬＨＰのコンデンサ設計のためのものであり、適切な管径Dcondおよび必要とされる管の全長Lcondを与えるものである。Dcond＝5.4mmおよびLcond＝4.6mの値は、Q＝300WおよびTv＝308Kのとき、図１０の曲線Ｂ４／５およびＦ４／５から得られる。図の曲線の上昇傾向は、式（５３）および（５６）から生じるものである。図１１は、推定される熱侵入Q’および必要とされる過冷却度ΔTsubを示している。曲線Ｂ１−４からQ’を見出すことができ、Tv>Taのとき、曲線Ｆ１−４からΔTsubを見出すことができる。ＬＨＰは、
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の場合には
Q’＝0としてモデル化されるので、曲線Ｂ５−７およびＦ５−７は図には現われていない。このように、Q’およびΔTsubはTvに依存する。図１１の曲線Ｂ１／４およびＦ１／４から推論されるのは、Q＝300KのときにQ’＝6.2WおよびΔTsub＝5.6Kであり、Q＝300KおよびTv＝303KのときにQ’＝1.1WおよびΔTsub＝0.88Kであるということである。
【０１４０】
ウイックの特性を特定するために、図１２および１３は、rcおよびεwを図６と異なる方法で表示したものである。横軸は、QではなくLFL/2で0.0mから8.0mになっており、全流路長の半分としたときの蒸気／液管の長さである。図１２の曲線は、熱負荷Qをパラメータとして、50W、100W、．．．、600Wまたは800Wの値をとる。ここで、蒸発温度Tvは、303Kとして固定されている。図１２の曲線Ｂ１／８およびＦ１／８は、rcおよびεwの可能な範囲がQ＝50Wのとき、それぞれ11.3μmから3.0μmおよび0.26から0.35であり、Q＝800Wのとき、それぞれ1.7μmから1.2μmおよび0.39から0.42であることを示している。図１３は、このとき、対象とする８種類のウイックに対して必要とされるrcおよび望ましいεwの値を示している。形成構造においてファイバ、パウダ、ビーズまたはフォウムが、材料としてはニッケルまたはチタニウムが考慮されている。図１３の全ての曲線は、Q＝300WおよびTv＝313Kとして特定されるＬＨＰに適用可能である。rcがウイックのタイプに依存しないことは当然であるが、εwはそれにかなり依存している。図１３の曲線ＮＩＰＷ／ＴＩＰＷ（ニッケル・パウダ／チタン・パウダ）およびＮＩＦＩ／ＴＩＦＩ（ニッケル・ファイバ／チタン・ファイバ）から導かれる結論は、より高いポロシティがファイバ・ウイックよりもパウダ・ウイックに対して必要とされるということである。
【０１４１】
実際の設計では、主要変数としてQの代わりにTvをとる方が便利な場合がある。このとき、図７から図９は、図１４から図１６に置換され、Tvは横軸で273から333Kまでとられ、Qは曲線識別パラメータとしてとられる。使用パラメータ値は図１２と同様である。ＬＨＰのサイズを大まかに見積る場合、図１４からDbayoおよびDwimを、図１５からδwおよびLevapを、図１６からεvchおよびVresを決定する。第１ウイックの設計では、重要なサイジングパラメータは、δwおよびLevapが式（１９ａ）、（１９ｂ）、（２０）および（２１）で定義された仕方でRwに依存するので、Φevapである。したがって、図１７は、δwおよびLevapをΦevapの関数として0.78から0.98までの可能性のある範囲で表示する。このとき、曲線は、Q＝50W、100Wまたは500WおよびTv＝313Kの状況下で描かれている。図１７の２つのグループの曲線は、ウイックを厚くしてわずかに短くすることがΦevap値を高くするために必要とされ、δwおよびLevapはQを上げるにつれて当然に増大するということを示している。図１７のQ＝300Wの場合を考えると、このことは、δwは5.5mmから6.8mmであることが曲線Ｂ４から、Levapは0.37mから0.32mであることが曲線Ｆ４からわかる。
【０１４２】
ＬＨＰは式（３９）から算出される割合で熱を得るので、ＬＨＰ設計に関するアンビエント温度の影響を理解することは非常に重要である。Q=300WおよびTv＝283K、293K、．．．、または333Kの状況下で求められる前記影響の程度が、図１８および図１９に概念的に示される。ここで、曲線は283Kから323Kの範囲のTaに対して描かれている。図１８は必要とされる過冷却度ΔTsubおよび結果として生じるポンプ効率ηPを示している。図１８から、Taが上がりTvが下がるにつれてηPが下降する一方でΔTsubは上昇することがわかる。また、Tv＝323Kまたは333KのときΔTsub＝0.0Kであることが図からわかる。これは、
2008008573.tif 000115
ならばQ’＝0であるという計算モデルによるものである。このとき、図１９は、必要とされるコンデンサ管径Dcondおよび必要とされる全コンデンサ長Lcondを示す。この図からわかることは、TaおよびTvの上昇と共にDcondおよびLcondの両方が減少することである。この下降傾向は、式（４２）、（５１）、（５２ａ）、（５２ｂ）および（５３）はΔTsubが大きくなるときにDcond/DLLを小さくするように半径をサイジングした結果として生じるものである。しかしながら、式（５６）のQ＋Q’のために、Lcondの上昇傾向が、熱侵入が我々の推定よりかなり大きい場合に現れることもある。
【０１４３】
[付録Ａ]係数表現
(A1a)
2008008573.tif 000116
(A1b)
2008008573.tif 000117
(A2a)
2008008573.tif 000118
(A2b)
2008008573.tif 000119
(A2C)
2008008573.tif 000120
(A3a)
2008008573.tif 000121
(A3b)
2008008573.tif 000122
(A4a)
2008008573.tif 000123
(A4b)
2008008573.tif 000124
(A5a)
2008008573.tif 000125
(A5b)
2008008573.tif 000126
(A6a)
2008008573.tif 000127
(A6b)
2008008573.tif 000128
(A7a)
2008008573.tif 000129
(A7b)
2008008573.tif 000130
(A8a)
2008008573.tif 000131
(A8b)
2008008573.tif 000132
(A9)
2008008573.tif 000133
[付録Ｂ]実効熱伝導率
(B1a)
2008008573.tif 000134
(B1b)
2008008573.tif 000135
(B2a)
2008008573.tif 000136
(B2b)
2008008573.tif 000137
(B3)
2008008573.tif 000138
(B4)
2008008573.tif 000139
(B5)
2008008573.tif 000140
[付録Ｃ]質量モデル
(C1a)
2008008573.tif 000141
(C1b)
2008008573.tif 000142
(C1c)
2008008573.tif 000143
(C1d)
2008008573.tif 000144
(C2a)
2008008573.tif 000145
(C2b)
2008008573.tif 000146
(C2c)
2008008573.tif 000147
(C2d)
2008008573.tif 000148
(C2e)
2008008573.tif 000149
(C3a)
2008008573.tif 000150
(C3b)
2008008573.tif 000151
【図面の簡単な説明】
【０１４４】
【図１】一般的なループヒートパイプの構成をエバポレータの軸方向の断面として示した図である。
【図２】エバポレータの径方向の断面を示した図である。
【図３】ラジエータの各断面を示した図である。
【図４】一般的なループヒートパイプの構成の外観を示した図である。
【図５】本発明の一実施形態に係るループヒートパイプの設計のフローを示した図である。
【図６】熱負荷に対するウイックの毛管半径およびポロシティを示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図７】熱負荷に対するバイオネット管径およびウイック内径を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図８】熱負荷に対するウイックの厚さおよびエバポレータの長さを示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図９】熱負荷に対する蒸気／液チャンネル断面積比およびリザーバ体積を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図１０】熱負荷に対するコンデンサ管径およびコンデンサ長を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図１１】熱負荷に対するリザーバからの侵入熱および過冷却度を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２７３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２８３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図１２】蒸気管／液管の長さに対するウイックの毛管半径およびポロシティを示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｑ＝５０Ｗ：＃Ｂ／Ｆ２：Ｑ＝１００Ｗ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｑ＝６００Ｗ（１００Ｗステップ）、＃Ｂ／Ｆ８：Ｑ＝８００Ｗ）。
【図１３】蒸気管／液管の長さに対するウイックの毛管半径およびポロシティを示したグラフである（ＮＩ／ＴＩＦＩ：Ｎｉ／Ｔｉファイバ、ＮＩ／ＴＩＰＷ：Ｎｉ／Ｔｉパウダ、ＮＩ／ＴＩＢＤ：Ｎｉ／Ｔｉビーズ、ＮＩ／ＴＩＦＯ：Ｎｉ／Ｔｉフォウム）。
【図１４】蒸気温度に対するバイオネット管径およびウイック内径を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｑ＝５０Ｗ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｑ＝１００Ｗ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｑ＝６００Ｗ（１００Ｗステップ）、＃Ｂ／Ｆ８：Ｑ＝８００Ｗ）。
【図１５】蒸気温度に対するウイック厚およびエバポレータ長さを示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｑ＝５０Ｗ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｑ＝１００Ｗ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｑ＝６００Ｗ（１００Ｗステップ）、＃Ｂ／Ｆ８：Ｑ＝８００Ｗ）。
【図１６】蒸気温度に対する蒸気／液チャンネル断面積比およびリザーバ体積を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｑ＝５０Ｗ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｑ＝１００Ｗ、・・・、＃Ｂ／Ｆ７：Ｑ＝６００Ｗ（１００Ｗステップ）、＃Ｂ／Ｆ８：Ｑ＝８００Ｗ）。
【図１７】エバポレータ温度効率に対するウイック厚さおよびエバポレータ長を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｑ＝５０Ｗ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｑ＝１００Ｗ、・・・、＃Ｂ／Ｆ６：Ｑ＝５００Ｗ（１００Ｗステップ））。
【図１８】アンビエント温度に対する過冷却度およびポンプ効率を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２８３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２９３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ６：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【図１９】アンビエント温度に対するコンデンサ管径およびコンデンサ長を示したグラフである（＃Ｂ／Ｆ１：Ｔv＝２８３Ｋ、＃Ｂ／Ｆ２：Ｔv＝２９３Ｋ、・・・、＃Ｂ／Ｆ６：Ｔv＝３３３Ｋ（１０Ｋステップ））。
【符号の説明】
【０１４５】
１００  エバポレータ
１１０  サドル
１２０  蒸気グルーブ
１３０  蒸気ポート
１４０  アニュラ・スペース
１５０  蒸気管
１６０  第１のウイック
１７０  第２のウイック
１８０  リザーバ
１９０  バイオネット管
２００  ラジエータ
２１０  サブクーラ／コンデンサ
２２０  液管
２３０  フィーダ
２４０  フィン
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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