(57)【要約】【課題】優れた蒸発性能を有し、オイル戻りを改善することで圧縮機が故障するリスクを軽減することができる内面溝付伝熱管を提供する。【解決手段】内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝２２と、複数の溝２２の間にそれぞれ位置する複数のフィン２３と、を有する主管２１を備え、主管２１の溝２２の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、フィン２３の高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、各溝２２の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たす。【選択図】図２
2013087995.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器に用いられる内面溝付伝熱管であって、
内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、
前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、
前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、
前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たす
ことを特徴とする内面溝付伝熱管。
【請求項２】
ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器に用いられる内面溝付伝熱管であって、
内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、
前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、
前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、
前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、かつ、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２を満たす
ことを特徴とする内面溝付伝熱管。
【請求項３】
前記溝と前記フィンとのなす角度が、１５°以上２５°以下である
ことを特徴とする請求項１又は２に記載の内面溝付伝熱管。
【請求項４】
前記複数のフィンの個数が、３０個以上５０個以下である
ことを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の内面溝付伝熱管。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内面溝付伝熱管に関し、特に、二酸化炭素を冷媒として用いる内面溝付伝熱管に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、空調機、カーエアコン、冷蔵庫、冷凍機、給湯器、及び自動販売機等が備える熱交換器にはフロン系の冷媒が使用されていた。しかし、フロン系の冷媒は地球温暖化への影響が懸念されており、毒性及び可燃性がなく安全で、安価で、更に環境への負荷が小さく、熱物性に優れた自然冷媒である二酸化炭素（ＣＯ２）が注目されている。また、特許文献１には、ＣＯ２は表面張力が小さいことからフロン系冷媒よりも気泡が発生しやすく、核沸騰が促進されるため、冷媒としてＣＯ２を使用すると、フロン系冷媒を使用した場合に比べて伝熱性能が向上する、と記載されている。
【０００３】
一方、ＣＯ２冷媒の冷房及び暖房の単純サイクルにおける理論性能が低いという問題に対し、熱交換器に用いられる伝熱管の蒸発性能を向上させる方法として、内面に溝を形成して伝熱面積を拡大する方法がある。しかしながら、伝熱管内を流通するＣＯ２冷媒中には、圧縮機用の潤滑剤である冷凍機油が含まれており、単にフロン系冷媒で使用されている内面溝付伝熱管をＣＯ２冷媒用として使用しても、十分な伝熱性能は得られない。
【０００４】
特許文献１ではこのような問題点に鑑み、冷凍機油を含むＣＯ２冷媒を使用する場合であっても圧力損失が増加せず、蒸発伝熱性能の優れた蒸発器用内面溝付伝熱管を提供している。
【０００５】
また、非特許文献１には、内面溝付伝熱管の蒸発性能について記載されており、単管としての評価は２５ｋＷ／ｍ２以上で実施されているものの、実際にＣＯ２冷媒を用いたヒートポンプ給湯器では、その熱流束ｑは定格仕様で５ｋＷ／ｍ２程度と非常に小さいことが記載されている。試験条件によっては核沸騰の影響を過大に評価してしまうので、ＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器のような低熱流束ｑの条件では最適なフィン形状とならない可能性があると考えられる。また、非特許文献２には、従来の冷媒であるＲ４１０Ａにおける内面溝付伝熱管の蒸発性能について記載されている。詳細については、後述する。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特許第４３８６８１３号公報
【非特許文献】
【０００７】
【非特許文献１】李相武、佐伯主税、他３名、“自然冷媒ＣＯ２の管内蒸発伝熱促進に関する実験的研究”、銅及び銅合金技術研究会、平成１６年１１月１２日、１３日、第４４回講演大会概要集（ｐ.７９−８０）
【非特許文献２】法福守、他2名、“蒸発性能を向上した内面溝付管の開発”、工業技術研究誌、日立電線、２００７．１、Ｎｏ．２６、ｐ５７−６０
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記のとおり、特許文献１は、ＣＯ２冷媒の特徴として核沸騰が促進されることを示している。しかしながら、一般に核沸騰は熱流束qが大きくなるほど効果が大きくなるもの
の、特許文献１には熱流束ｑの影響に関しては記載がなく、数値限定の根拠において熱流
束ｑ条件についての考慮がされていない。
【０００９】
また、非特許文献１に記載のＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器では、冷凍機油として高温で安定性の高いポリアルキレングリコール（ＰＡＧ）が使用されている。しかしながら、ＰＡＧはＣＯ２との相溶性が低くオイル戻りが悪いので、伝熱管内に滞留する冷凍機油が多くなり、油膜の存在により核沸騰が抑制されてしまう。また、オイル戻りが悪いと圧縮機の潤滑が悪くなり、故障の原因となる。その防止策として、圧縮機の吐出側にオイルセパレータを設置することが考えられるが、コストアップの弊害やスペースの制約などがある。特に家庭用のＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器としては現実的ではなく、実際にはオイルが圧縮機からなくならないよう、多めにＰＡＧを封入している。
【００１０】
本発明の目的は、ＣＯ２冷媒を用いたヒートポンプ機器が低熱流束ｑ条件で使用され、ＰＡＧ系冷凍機油が冷媒中に混入した場合においても優れた蒸発性能を有し、オイル戻りを改善することで圧縮機が故障するリスクを軽減することができる内面溝付伝熱管を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明の第１の態様によれば、ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器に用いられる内面溝付伝熱管であって、内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たす内面溝付伝熱管が提供される。
【００１２】
本発明の第２の態様によれば、ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器に用いられる内面溝付伝熱管であって、内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、かつ、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２を満たす内面溝付伝熱管が提供される。
【００１３】
本発明の第３の態様によれば、前記溝と前記フィンとのなす角度が、１５°以上２５°以下である第１又は２の態様に記載の内面溝付伝熱管が提供される。
【００１４】
本発明の第４の態様によれば、前記複数のフィンの個数が、３０個以上５０個以下である第１〜第２の態様のいずれかに記載の内面溝付伝熱管が提供される。
【発明の効果】
【００１５】
本発明によれば、ＣＯ２冷媒を用いたヒートポンプ機器が低熱流束ｑ条件で使用され、ＰＡＧ系冷凍機油が冷媒中に混入した場合においても優れた蒸発性能を有し、オイル戻りを改善することで圧縮機が故障するリスクを軽減することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管を用いて構成されるヒートポンプ給湯器の概要図である。
【図２】（ａ）は、本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管の管軸方向に垂直な断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の一点鎖線で囲んだ領域Ｂの部分拡大図であり、（ｃ）は、本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管の一部を管軸に沿って切り開いた場合の概要図である。
【図３】本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管の製造に用いる内面溝付管加工装置の概略断面図である。
【図４】主管の外径が７ｍｍ、内径が６．１ｍｍ、溝の底を基準とした肉厚が０．４５ｍｍの燐脱酸銅からなる内面溝付伝熱管を基準とし、これと同等の耐圧となる内径と肉厚との関係を示すグラフである。
【図５】１本の伝熱管長さが８００ｍｍ、２列３０段の２パスの蒸発器の模式図である。
【図６】（ａ）は、実際に使用されているヒートポンプ給湯器の蒸発器用分流器の外観図であり、（ｂ）は伝熱管の外径が７ｍｍの場合の分流器の分流部の断面図であり、（ｃ）は伝熱管の外径が３ｍｍとなった場合の分流器の分流部の想定断面図であり、（ｄ）は、分留器に分留前後の銅管を挿入した場合の概要図である。
【図７】パス数を１０として伝熱管の内径を変化させた場合の、外径７ｍｍ（内径６ ．１ｍｍ）×２パスの伝熱管に対する圧力損失比を計算した結果を示すグラフである。
【図８】主管の溝の底の幅と内径との比Ｗ３／ＩＤを０．０４で一定にしたときの、主管の内径が６．５ｍｍ及び２．５ｍｍの伝熱管について、フィンの高さを変化させたときの内表面積平滑管比の計算結果を示すグラフである。
【図９】圧縮機の回転数比とＰＡＧ系冷凍機油のＣＯ２冷媒への混入量を測定した結果を示すグラフである。
【図１０】主管の内径とフィン高さとが、それぞれ６．５ｍｍ，０．２５ｍｍの場合と、２．５ｍｍ，０．１ｍｍの場合とについて、同じフィン形状で、Ｗ３／ＩＤと内表面積平滑管比とを計算した結果を示すグラフである。
【図１１】熱伝達率測定装置の概略図である。
【図１２】伝熱管測定部（テストセクション）の概要図である。
【図１３】本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管の試験結果をフィン数と熱伝達率平滑管比との関係として示すグラフである。
【図１４】本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管のＷ３／ＩＤと熱伝達率平滑管比／単重平滑管比との関係を示すグラフである。
【図１５】所定のねじれ角を有する本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管において、冷媒流束を変化させた場合の熱伝達率を示す図である。
【図１６】所定のねじれ角を有する本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管に対する熱伝達率を、冷媒流束毎に示すグラフである。
【図１７】所定のねじれ角を有する本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管において、各冷媒流束における最大熱伝達率から低下率１０％以内となるねじれ角を示すグラフである。
【図１８】所定のねじれ角を有する本発明の実施例に係る内面溝付伝熱管において、各冷媒流束において最大熱伝達率となるねじれ角の前後の測定点を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
＜本発明の一実施形態＞
（１）ヒートポンプ給湯器の構成及び動作
まずは、本発明の一実施形態に係るヒートポンプ給湯器の構成及び動作について、図１を用いて説明する。図１は、本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管を用いて構成され
るヒートポンプ給湯器の概要図である。
【００１８】
ヒートポンプ給湯器は、圧縮機１１と、圧縮機１１に配管を介して接続される熱交換器としてのガスクーラ１２と、ガスクーラ１２に配管を介して接続される膨張弁１３と、膨張弁１３に配管を介して接続される熱交換器としての蒸発器１４とを備える。蒸発器１４と圧縮機１１とについても、配管を介して互いに接続されている。主に、圧縮機１１、ガスクーラ１２、膨張弁１３、蒸発器１４、及び配管により冷凍サイクルが構成される。
【００１９】
冷凍サイクル内には、冷媒である二酸化炭素（ＣＯ２）冷媒が封入されている。そして、ＣＯ２冷媒は、放熱側、すなわち、圧縮機１１の吐出部からガスクーラ１２を介した膨張弁１３の入口部までにおいて、超臨界状態になっている。なお、図１では図示しない本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０（図２を参照）は、ガスクーラ１２と蒸発器１４とのいずれか或いは両方に用いられる。
【００２０】
上記ＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器の動作の概略は以下のとおりである。
【００２１】
まず、圧縮機１１で圧縮されたＣＯ２冷媒は高温高圧状態となり、ガスクーラ１２内へ導入される。このとき、圧縮機１１の潤滑油である冷凍機油もＣＯ２冷媒と共にガスクーラ１２内へ導入される。超臨界状態のＣＯ２冷媒は、ガスクーラ１２内では気液二相状態とはならず、ＣＯ２冷媒の熱が水等に放熱される。次に、ＣＯ２冷媒は膨張弁１３で減圧され、低圧の気液二相状態となり、この状態で蒸発器１４内へ導入される。ＣＯ２冷媒は、蒸発器１４内で空気から吸熱してガス状態になり、再び圧縮機１１内に吸入される。
【００２２】
このようなサイクルを繰り返すことにより、ガスクーラ１２においては放熱による加熱作用が起こり、蒸発器１４においては吸熱による冷却作用が起こる。
【００２３】
なお、ＣＯ２冷媒で用いられるポリアルキレングリコール（ＰＡＧ）系冷凍機油は、高温になりやすいＣＯ２冷媒と併用しても熱安定性に優れる等の特長があるものの、ＣＯ２冷媒との相溶性が悪く、ＣＯ２冷媒が蒸発する際に冷媒気相、冷媒液相、冷凍機油のように三相分離しやすい。このため、ＰＡＧ系冷凍機油の油膜が形成されて熱抵抗として働くので、冷凍機油が少しでも蒸発器内に混入すると蒸発性能は低下する。
【００２４】
ここで、一般的な蒸発器について説明すると、例えば蒸発器内は、内径が６．１ｍｍ、長さが８００ｍｍの内面溝付伝熱管が２列３０段で配置されて構成される。この場合、定格能力が６ｋＷのＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器の蒸発器の能力は４．６ｋＷ程度であるので、熱流束ｑは５ｋＷ／ｍ２程度になる。定格能力が４．５ｋＷの機種の場合は、蒸発器の能力は更に小さいので、熱流束ｑもより小さくなる。
【００２５】
（２）内面溝付伝熱管の構成
次に、例えば上記のようなＣＯ２冷媒を用いたヒートポンプ給湯器が備える蒸発器に用いられる本実施形態に係る内面溝付伝熱管について、図２及び図３を用いて説明する。図２の（ａ）は、本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管２０の管軸方向に垂直な断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の一点鎖線で囲んだ領域Ｂの部分拡大図であり、（ｃ）は、本発明の一実施形態に係る内面溝付伝熱管２０の一部を管軸に沿って切り開いた場合の概要図である。
【００２６】
図２（ａ），（ｃ）に示すように、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０は、内周面に互いに平行に一定の間隔で設けられる複数のらせん状の溝２２と、複数の溝２２の間に位置する断面が山形状の複数のフィン２３と、を有する主管２１を備える。つまり、互いに隣り合うフィン２３同士の間に溝２２が形成されている。主管２１は、例えば銅又は銅合
金等の金属材料を用いて形成される。
【００２７】
本実施形態において、主管２１の溝２２の底を基準とした内径ＩＤは、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下である。また、各フィン２３の高さＨＦ、すなわち、各溝２２の深さは、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下である。また、各溝２２の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たす。
【００２８】
また、内面溝付伝熱管２０の外径をＯＤ、溝２２の底を基準とする主管２１の肉厚をＴＷとした場合に、内径ＩＤは、ＩＤ＝ＯＤ−２×ＴＷで表すことができる。
【００２９】
なお、上記主管２１の内径ＩＤ、外形ＯＤ、肉厚ＴＷは、内面溝付伝熱管２０の内径、外形、肉厚でもある。以下の記載においては、両者を区別することなく用いる場合がある。
【００３０】
また、図２（ｂ）中に示すＷ１は、フィン２３の根元、すなわち、フィン２３と主管２１の内周面との接点部分におけるフィン２３の根元幅である。
【００３１】
また、図２（ｃ）に示すように、例えば直状の内面溝付伝熱管２０の長手方向に対する溝２２及びフィン２３のなす角度（以下、ねじれ角という）をβとする。ＣＯ２冷媒の冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、ねじれ角βは９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たす。あるいは、ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２を満たす。
【００３２】
内面溝付伝熱管２０は、例えば、上述のようなヒートポンプ給湯器が備える蒸発器等に用いることができる。また、上述のヒートポンプ給湯器は、例えばポリアルキレングリコール（ＰＡＧ）系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素（ＣＯ２）を冷媒として用い、かつ、熱流束ｑを１０ｋＷ／ｍ２未満にして動作させることができる。
【００３３】
（３）内面溝付伝熱管の製造方法
次に、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０の製造方法について、図３を用いて説明する。図３は、内面溝付伝熱管２０の製造に用いる内面溝付管加工装置の概略断面図である。
【００３４】
図３に示すように、内面溝付管加工装置においては、フローティングプラグ２と、外表面に溝５を備える溝付きプラグ４とが回転自由な状態で連結棒３を介して接続され、銅管１の管内に挿入されている。銅管１を引き抜き方向に引き抜くことで、フローティングプラグ２が銅管１の周囲に配置される引抜ダイス１０の位置で引き留められ、これにより、溝付きプラグ４の引き抜き方向の位置が固定される。この固定部分の銅管１の外周面を、ボール若しくはロール等の押圧手段としての押圧体６が公転することで、銅管１内に溝付きプラグ４の溝５の形状に応じたフィン（溝８）を形成する。この溝８を有する内面溝付管９を、内面溝付管９の周囲に配置される引抜ダイス７により更に縮径し、溝２２を内面に備える内面溝付伝熱管２０を製造する。
【００３５】
上記において、押圧体６で銅管１を溝付きプラグ４の溝５に押しつけても、銅管１の肉厚が厚いため半径方向に力が伝わりにくく、銅管１は軸方向に伸びてしまう。そのため、内面溝付管９の肉厚が所望の値となるよう、銅管１の肉厚を余計に大きくしなければならない。このとき、押圧体６による縮径量が増加するため、最終的に得られる内面溝付伝熱管の外表面品質が低下する場合があるので留意が必要である。
【００３６】
（４）内面溝付伝熱管の構成の根拠
（内面溝付伝熱管２０の内径ＩＤの上限について）
上述のように、本実施形態において、内面溝付伝熱管２０の主管２１の内径ＩＤは２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下に制御される。この理由は以下のとおりである。
【００３７】
まずは、内径ＩＤを６．５ｍｍ以下とする根拠について、図４を用いて説明する。
【００３８】
図４は、主管の外径ＯＤが７ｍｍ、内径ＩＤが６．１ｍｍ、溝の底を基準とした肉厚ＴＷが０．４５ｍｍの燐脱酸銅からなる内面溝付伝熱管を基準とし、これと同等の耐圧となる内径ＩＤと肉厚ＴＷとの関係を示すグラフである。図４の横軸は、内面溝付伝熱管が備える主管の内径（ｍｍ）であり、縦軸は、溝の底を基準とした主管の肉厚（底肉厚）（ｍｍ）である。
【００３９】
図４に示すように、主管の内径ＩＤが大きくなれば耐圧上、肉厚ＴＷを大きくしなければならず、重量が増加する要因になる。また、内径ＩＤが６．５ｍｍを超えると主管の肉厚ＴＷは０．５ｍｍ近くまで厚くなる。肉厚ＴＷが大きくなると、内面の溝の加工性が悪くなり、フィン形状の自由度がなくなって、コストアップにつながるだけでなく、内面溝付伝熱管の外表面品質も低下する。
【００４０】
従って、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０が備える主管２１の内径ＩＤの上限は、６．５ｍｍが好ましい。
【００４１】
（内面溝付伝熱管２０の内径ＩＤの下限について）
一方、内面溝付伝熱管の内径ＩＤが小さくなると、そのままのパス数では圧力損失が大きくなり、成績係数（ＣＯＰ：Coefficient Of Performance）が低下してしまうため、熱交換器のパスを増加させることを要する。しかしながら、パス数が多すぎると分流器コストがアップする。なお、ＣＯＰとは、冷暖房器具のエネルギー消費効率の基準となる係数のことである。また、パス数とは、冷媒が流れる経路数のことで、複数本の伝熱管が全て連続して接続されている場合を１パス、連続して接続されている経路が２つある場合を２パスという。
【００４２】
図５に、１本の伝熱管長さが８００ｍｍ、２列３０段の２パスの蒸発器の模式的な図を示す。
【００４３】
図５に示す蒸発器には、フィン材３１が垂直に多数設けられており、伝熱管３２はこれらを貫く形となっている。更に、伝熱管３２は、Ｕ字型に繰り返し折り返され、同一平面上にフィン材３１に納められている。この平面の数を列と呼び、図５では手前と奥との２列の構成となっている。段数は、伝熱管３２が縦方向に並んだ数を示すものであり、上記Ｕ字型の部分の個数＋１個等となる。図５においては、３０段となっている。また、図５の模式図では、蒸発器用分流器３０により表側の列と裏側の列とに分流され、冷媒の流れる経路が２つ、つまり、２パスになっている。なお、この例は、以下に考察するように、伝熱管３２の長さを計算する一例として挙げたものであり、パスの構成や、列数、段数を適宜、変更することができる。
【００４４】
以下に、図６を参照して、ＣＯ２冷媒を用いた一般的なヒートポンプ給湯器用の外径ＯＤが７ｍｍの伝熱管と比較し、細径化しても伝熱面積が同等で圧力損失が同等となる場合について考える。
【００４５】
図６の（ａ）は、実際に使用されているＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器の上記のような
蒸発器用の分流器３０の外観図であり、（ｂ）は、伝熱管３２の外径ＯＤが７ｍｍの場合の分流器の分流部３３の断面図であり、（ｃ）は、伝熱管の外径ＯＤが３ｍｍとなった場合の分流器３０ｃの分流部３３ｃの想定断面図である。また、図６の（ｄ）は、分留器３０に分留前後の銅管３４ａ，３４ｂを挿入した場合の外観図である。ここで、分留後の銅管３４ａは、例えば内面溝付伝熱管等の伝熱管３２である。
【００４６】
図６（ａ）に示す蒸発器用分流器３０では、内側の円内に伝熱管３２が挿入され、分流前の冷媒は下から蒸発器用分流器３０に流入し、分流部３３で複数のパスに分かれて上から出ていく。図６（ｃ）に示す外径ＯＤが３ｍｍとなった場合の分流部３３ｃの断面図は、ロウ付け信頼性を考慮して分流部３３ｃの寸法間隔等を略同程度に保って描かれている。実装密度を考えると、外径ＯＤが３ｍｍ付近では、現行と同じサイズの分流器では１０パス程度が限界である。これ以上のパスとするには、分流器を大きくするか、分流器を増やすことになり、いずれもコスト及びスペースの増大につながる。そこで、現実的なパス数（１０パス以下）で細径管熱交換器を構成したときの圧力損失を、以下、平滑伝熱管について計算して評価する。
【００４７】
以下の式（１）に示すように、水平に設置された伝熱管内の圧力損失ΔＰは加速損失ΔＰａと摩擦損失ΔＰＦの和として表われる。
【００４８】
【数１】
2013087995.tif 000003
【００４９】
加速損失ΔＰａは、次の式（２）で表われる。
【００５０】
【数２】
2013087995.tif 000004
【００５１】
ここで、Ｇは１パスあたりの冷媒流束（ｋｇ／（ｍ２・ｓ））、ρＬは冷媒の液密度（ｋｇ／ｍ３）、ρｖは冷媒の蒸気密度（ｋｇ／ｍ３）、χｅは出口乾き度である。なお、乾き度とは、液と蒸気とが混合した二相流で流れる冷媒の、蒸気成分の質量比である。
【００５２】
次に、摩擦損失ΔＰＦを求めるために、まず二相流摩擦損失勾配（ΔＰ／Δｚ）Ｆを求める。式（３）に示すように、（ΔＰ／Δｚ）Ｆは、液相成分あるいは気相成分だけが単相流として流れたときの摩擦損失勾配（ΔＰ／Δｚ）Ｌ、（ΔＰ／Δｚ）Ｖに対する比として求められる。なお、単相流の摩擦損失勾配は式（４）より求められる。
【００５３】
【数３】
2013087995.tif 000005
【００５４】
【数４】
2013087995.tif 000006
【００５５】
ここで、式（４）のＩＤは管の内径（ｍｍ）、ｖは単相（液又は蒸気）の流速である。また、ｆは管摩擦係数で、例えばBlasiusの式（５）を用いて求める。
【００５６】
【数５】
2013087995.tif 000007
【００５７】
また、式（３）のΦＬ２、ΦＶは二相流倍増係数であり、次のChisholm-Lairdの式（６）及び式（７）で表われる。
【００５８】
【数６】
2013087995.tif 000008
【００５９】
【数７】
2013087995.tif 000009
【００６０】
ここで、ＸはLockhart-Martinelliのパラメータであり、次のColburnの式（８）で表われる。
【００６１】
【数８】
2013087995.tif 000010
【００６２】
ここで、χは二相冷媒の乾き度であり、入口/出口の平均乾き度を用いた。また、μＬ
は液冷媒の粘度（Ｐａ・ｓ）であり、μＶは蒸気冷媒の粘度（Ｐａ・ｓ）である。
【００６３】
総伝熱面積が等しいまま、パス数を２パスから１０パスに変えた場合、１パスあたりの伝熱管長さは、次の式（９）で求まる。
【００６４】
【数９】
2013087995.tif 000011
【００６５】
ここで、ＩＤは内径（ｍｍ）であり、Ｌは１パスあたりの伝熱管長さ（ｍｍ）であり、Ｎはパス数である。
【００６６】
比較対象とした外径ＯＤが７ｍｍの伝熱管で構成される蒸発器と同様、１本の伝熱管長さを８００ｍｍ、２列３０段の２パスとし、外径ＯＤが３ｍｍ付近の伝熱管の１パスあたりの長さを式（９）より算出する。また、これを、式（３）のｚに代入して摩擦損失ΔＰＦを算出することができる。
【００６７】
図７に、パス数を１０として内径ＩＤを変化させた場合の、外径ＯＤ７ｍｍ（内径ＩＤ６．１ｍｍ）×２パスの伝熱管に対する圧力損失比を計算した結果を示す。
【００６８】
図７に示すように、内径ＩＤが２．５ｍｍより小さくなると内径ＩＤが６．１ｍｍのときにおける圧力損失より大きくなるので、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０が備える主管２１の内径ＩＤは２．５ｍｍ以上にすることが好ましい。
【００６９】
（フィン高さＨＦの上限について）
上述のように、本実施形態において、内面溝付伝熱管２０のフィン２３の高さＨＦは０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下に制御される。この理由は以下のとおりである。
【００７０】
溝深さ、すなわち、フィン高さＨＦが０．２５ｍｍを超えるようなフィンを形成すると、フィンの根元幅Ｗ１が広くなり、結果として溝の底の幅Ｗ３が狭くなるので、ＰＡＧ系等の冷凍機油の滞留が生じ、熱伝達率が低下する。従って、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０のフィン２３の高さＨＦは０．２５ｍｍ以下であることが好ましい。
【００７１】
（フィン高さＨＦの下限について）
図８に、主管の溝の底の幅Ｗ３と内径ＩＤとの比Ｗ３／ＩＤを０．０４で一定にしたときの、主管の内径ＩＤが６．５ｍｍ及び２．５ｍｍの伝熱管について、フィンの高さＨＦを変化させたときの、内面溝付伝熱管の平滑伝熱管に対する横断面積での内表面積の比（以下、内表面積平滑管比という）の計算結果を示す。
【００７２】
図８に示すように、フィンの高さＨＦが０．２５ｍｍ以下では、高さＨＦが小さくなるに従い、重量が軽くなるというコストメリットはあるが、内表面積も減少する。このため、熱伝達率は徐々に低下する。図８を参照すると、例えば内表面積平滑管比が１．５倍以上の内表面積を確保するには、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０のフィン２３の高さＨＦは０．１ｍｍ以上であることを要する。
【００７３】
一般に、冷凍機油の影響を受けない冷媒を使用した熱交換器では、内表面積の増加と伝熱性能は比例する。ここで、冷凍機油の影響を受けない冷媒とは、冷媒と冷凍機油との相溶性が高いということであり、エアコン等で使用されている代替フロンＲ４１０Ａとエーテル系などの合成油との組合せで使用されている。
【００７４】
また、伝熱管とフィン材による蒸発器等の熱交換器では、一般に、熱抵抗の割合は伝熱管内側：伝熱管外側＝３：７と言われている。内面溝付伝熱管の性能が平滑伝熱管に対して１．５倍向上すれば、内面溝付伝熱管内の熱抵抗は３から２へと小さくなり、熱交換器全体の熱抵抗を１０％低減できる。フィン形状にもよるが、平滑伝熱管に対する内面溝付伝熱管の重量増加はおよそ１０％である。よって、平滑伝熱管から内面溝付伝熱管に変更して重量が増加しても、熱抵抗を１０％以上低減できれば、熱交換長さを１０％短くして重量を同等に抑え、短くなった分、コンパクトにできる。
【００７５】
（Ｗ３／ＩＤの下限について）
上述のように、本実施形態において、内面溝付伝熱管２０に係る数値として、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たすように制御される。この理由は以下のとおりである。
【００７６】
通常、ＰＡＧ系冷凍機油のＣＯ２冷媒への混入は、オイルセパレータを設けない限り完全に防ぐことはできず、その量は、少なくともルームエアコンで一般に言われている０．１質量％以上になる。また、例えばヒートポンプ給湯器に付随するタンク内の残湯量が少ないときなどは、圧縮機の回転数を増大させてＣＯ２冷媒の循環量を大きくするため、ＣＯ２冷媒と一緒に流れ出るＰＡＧ系冷凍機油の量は増加する。
【００７７】
図９に、圧縮機の回転数比とＰＡＧ系冷凍機油のＣＯ２冷媒への混入量を測定した結果の一例を示す。
【００７８】
図９の横軸の圧縮機回転数比とは、定常運転時を１とした割合である。実際の運転では、夜間電力の時間帯にお湯を沸かしきることを要するので、残湯量が少なくなれば定常時
より回転数を上げて運転する。変動幅を＋３０％と考えると、ＣＯ２冷媒に対するＰＡＧ系冷凍機油の混入量（ＰＡＧ系冷凍機油の冷媒への混入量／冷媒量）は０．５％質量％以上となる。
【００７９】
ＰＡＧ系冷凍機油のＣＯ２冷媒への混入量が０．１質量％以上のとき、溝の底の幅Ｗ３と内径ＩＤとの比であるＷ３／ＩＤが０．０４未満の場合、ＰＡＧ系冷凍機油が滞留し、フィンによる表面積拡大効果が活かせず熱伝達率が低下する。また、Ｗ３／ＩＤが小さい内面溝付伝熱管は、フィン数が多く、また、フィン高さＨＦを高くする場合もあるため、伝熱管重量も大きくなってしまう。
【００８０】
従って、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０のＷ３／ＩＤは、０．０４以上であることが好ましい。
【００８１】
（Ｗ３／ＩＤの上限について）
一方、Ｗ３／ＩＤが大きくなれば、伝熱管重量は軽くなり、熱伝達率に大きな影響を及ぼす油膜に対する有効伝熱面積は増大するが、内表面積は減少してしまう。
【００８２】
図１０に、主管の内径ＩＤとフィン高さＨＦとが、それぞれ６．５ｍｍ，０．２５ｍｍの場合と、２．５ｍｍ，０．１ｍｍの場合とについて、同じフィン形状で、Ｗ３／ＩＤと内表面積平滑管比とを計算した結果を示す。
【００８３】
図１０を参照すると、内表面積平滑管比が１．５倍以上の内表面積を確保するためには、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０のＷ３／ＩＤを０．１以下とすることが好ましい。
【００８４】
（ねじれ角βについて）
上述のように、本実施形態において、内面溝付伝熱管２０のらせん状の溝２２のねじれ角βは、以下のように制御される。すなわち、ＣＯ２冷媒の冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、ねじれ角βは所定範囲内であり、かつ、上述の冷媒流束Ｇｒとの関係式で示したように、冷媒流束Ｇｒに対して所定の比例関係となる。
【００８５】
上記の根拠については後述するものとし、ねじれ角βの制御が重要な意味を持つということを見いだした本発明者等の知見について、以下に説明する。
【００８６】
従来は、伝熱管形状により複数の伝熱管の間の性能順位が決まり、この順位は冷媒流束に関わらず決まると考えられていた。従来例としては、非特許文献２の図５，図８がある。フロン系冷媒Ｒ４１０Ａにおいて、３種類の伝熱管の性能を比較した結果である。蒸発（図５）及び凝縮（図８）のいずれも、冷媒流束が増加すると熱伝達率は増加するが、伝熱管間の順位は冷媒流束に因っていない。
【００８７】
しかしながら、本発明者等は、鋭意検討した結果、本発明で対象としているヒートポンプ給湯器のように、ＣＯ２冷媒とＰＡＧ系冷凍機油とが流れる系では、上述した主管２１の内径ＩＤや、フィンの高さＨＦ、Ｗ３／ＩＤ等の構成を満たすものであっても、冷媒流束Ｇｒによっては伝熱管形状が最適とはなっていない場合があるとの知見を得た。つまり、本発明者等は、上記構成を満たすものを前提として、さらに、冷媒流束Ｇｒと、ねじれ角βとの関係が重要であるという知見を得た。
【００８８】
上記ねじれ角βの数値の根拠は、本発明者等が見いだした上記知見に基づくものである。
【００８９】
ここで、冷媒流束がどの程度異なることがあるか、例を挙げて説明する。
【００９０】
サイクルを流れる全冷媒流量は、給湯能力、使用条件などにより異なる。例えば、給湯能力が４．５ｋＷの機種で、冬期に６５℃の出湯条件としたケースについて考える。ガスクーラの入口圧力を０．３ＭＰａ、入口温度を８５℃、出口圧力を９．２ＭＰａ、出口温度を１５℃とすると、全冷媒流量は６３．３ｋｇ／ｈとなる。給湯条件は同じで、また、給湯能力が６．０ｋＷの機種について考えると、８４．５ｋｇ／ｈとなる。
【００９１】
一方、伝熱管を流れる冷媒流量は、この全冷媒流量をパス数で除したものであるから、伝熱管のサイズが同じでも、パス数が異なれば冷媒流束も異なる。上記の４．５ｋＷ給湯器で外径７ｍｍ、底肉厚０．４５ｍｍの伝熱管を用いた場合、全冷媒流量は６３．３ｋｇ／ｈであるので、冷媒流束に換算すると、２パスで構成すると３０１ｋｇ／（ｍ２・ｓ）、３パスで構成すると２０１ｋｇ／（ｍ２・ｓ）となる。また、６．０ｋＷ給湯器では、２パスで構成すると４０１ｋｇ／（ｍ２・ｓ）、３パスで構成すると２６８ｋｇ／（ｍ２・ｓ）となる。ここで、パスを変更する目的としては、例えばパスを増やすと冷媒流束が少なくなるため低圧損となる。但し、流束は小さくなるため熱伝達率そのものも低下する。パスが少ない場合は、その逆である。どちらを選択するかは、給湯能力や重視する条件などで変わり得る。
【００９２】
（５）本実施形態に係る効果
本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０は、ＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器のように、ＰＡＧ系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上であるＣＯ２を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ給湯器が備える蒸発器に用いることができるよう構成されている。
【００９３】
すなわち、本実施形態に係る内面溝付伝熱管２０では、溝２２の深さを十分に確保し、ＰＡＧ系冷凍機油の滞留を抑止できるように溝２２の底の幅Ｗ３を最適化している。従って、高性能な内面溝付伝熱管２０が提供される。
【００９４】
また、フィン高さＨＦが同じ内面溝付伝熱管における溝の底の幅Ｗ３の最適値はフィン数とフィンの太さ（幅）とにより決まるので、内面溝付伝熱管２０の重量が大きくなってしまうことを抑制できる。
【００９５】
また、主管２１の内径ＩＤを２．５ｍｍ以上にすることで、圧力損失の増加を抑制し、６．５ｍｍ以下にすることで、高圧のＣＯ２冷媒に対応した肉厚ＴＷとすることができ、内面溝付伝熱管２０の重量が増えることを抑制できる。
【実施例】
【００９６】
以下、実施例について説明する。
【００９７】
（１）熱伝達率測定装置の概要
まずは、本実施例に係る内面溝付伝熱管の熱伝達率の測定方法について、図１１を用いて説明する。図１１は、熱伝達率測定装置の概略図である。
【００９８】
図１１に示すように、熱伝達率測定装置により、オイルセパレータ（Oil Separator）
４９付きの圧縮機（Compressor）４１でＣＯ２冷媒を圧縮し、第１ガスクーラ（Gas Cooler1）４２ａ及び第２ガスクーラ（Gas Cooler2）４２ｂで膨張弁４３ａの手前側の圧力及び温度を調節し、膨張弁４３ａから回路４５ａを通って本実施例に係る内面溝付伝熱管が装着された伝熱管測定部（Test Sec.）４０、第２蒸発器（Evaporator2）４４ｂへと流れ
るルートと、回路４５ｂを通って膨張弁４３ｂから第１蒸発器（Evaporator1）４４ａ及
び第２蒸発器（Evapolator2）４４ｂへと流れるルートとにＣＯ２冷媒を分配させて、冷
媒流量を制御した。冷媒流量は、膨張弁４３ａと乾き度調整熱交換器（Heat Ex.）４６との間に設置した、精度が±０．１％のコリオリ式質量流量計４７で測定した。また、膨張弁４３ｂの手前側に、サンプリングシリンダ（Sampler）４８を通る回路４５ｃを回路４
５ｂと並列に設置し、定常状態で流れているＣＯ２冷媒をサンプリングしてＰＡＧ系冷凍機油の含有量（オイル濃度）を測定した。伝熱管測定部４０の出口の飽和温度は第１蒸発器（Evapolator1）４４ａで調整し、伝熱管測定部４０の出口でＣＯ２冷媒が気液二相流
となっている場合は、第２蒸発器（Evaporator2）４４ｂで過熱度をとるように調整した
。
【００９９】
図１２は、伝熱管測定部（テストセクション）４０の概略図である。
【０１００】
伝熱管測定部４０は、水平設置した二重管となっており、熱交換長さ１ｍの供試管を用いている。二重管の内管５０にあたるのが、本実施例に係る内面溝付伝熱管である。二重管の外管５１の内径は１３ｍｍであり、二重管の環状部５３に一定流速の冷温水を対向に流して熱交換する。熱交換量は、環状部５３を流れる水の入口温度Ｔｗｉ、出口温度Ｔｗｏ、及び体積流量Ｖから求めた。体積流量Ｖは、１対の非円形歯車で構成され、精度が±０．２％の容積流量計で計測した（いずれも図示せず）。また、容積流量計により水の入口温度Ｔｗｉを測定することで、容積流量計を通過する水の密度ρｗを求め、冷媒質量流量（冷媒流量）を算出した。また、水の温度は外形が６．４ｍｍの白金測温抵抗体（図示せず）を用いて計測した。
【０１０１】
（２）データ算出方法
以下に、各種データの算出方法について説明する。
【０１０２】
熱交換量Ｑｗを求める式は、以下の式（１０）のようになる。
【０１０３】
【数１０】
2013087995.tif 000012
【０１０４】
ここで、ρwは水の入口及び出口の平均温度における密度（ｋｇ／ｍ３）であり、Ｖは
水の流量（ｍ３／ｓ）であり、ｈｗｉ及びｈｗｏは水の入口及び出口の温度及び圧力からそれぞれ求まるエンタルピ（ｋＪ／ｋｇ）である。なお、水の圧力は大気圧として計算した。
【０１０５】
一方、ＣＯ２冷媒の入口及び出口の圧力は、精度がフルスケールの±０．０８％（ＢＳＬ表記）の圧力トランスデューサ（図示せず）を用いて計測し、ＰＲＯＰＡＴＨを使用してＣＯ２冷媒の入口及び出口の飽和温度を算出した。なお、ＰＲＯＰＡＴＨとは、九州大学ＰＲＯＰＡＴＨグループにより開発された、様々な流体の熱物性を計算するプログラムをパッケージ化したソフトウェアライブラリである。
【０１０６】
また、内管５０である内面溝付伝熱管の管内熱伝達率は、熱通過率と管外（水側）熱伝達率とにより計算した。以下に計算式を示す。
【０１０７】
熱通過率Ｋは式（１１）を用いて算出する。
【０１０８】
【数１１】
2013087995.tif 000013
【０１０９】
ここで、Ｑｗは式（１０）で算出される熱交換量（Ｗ）であり、ＯＤは内面溝付伝熱管の外径（ｍｍ）であり、Ｌは測定長（ｍ）である。ΔＴＬは測定区間の対数平均温度差（Ｋ）であり、式（１２）で定義される。
【０１１０】
【数１２】
2013087995.tif 000014
【０１１１】
ここで、Ｔｗｉ，Ｔｗｏは、水の入口及び出口温度である。また、Ｔｒｉ，Ｔｒｏは、冷媒の入口及び出口温度である。冷媒温度には、入口及び出口における圧力から換算した飽和温度を用いている。
【０１１２】
管外熱伝達率αｏは式（１３）を用いて算出する。
【０１１３】
【数１３】
2013087995.tif 000015
【０１１４】
ここで、λｗは測定区間の水の熱伝導率（Ｗ／（ｍ・Ｋ））であり、Ｄｅは水流路の相当直径であり、Ｄｉは二重管の外管（水管）５１の内径（ｍ）であり、Ｒｅは測定区間の水のレイノルズ数であり、Ｐｒはプラントル数である。
【０１１５】
管内熱伝達率αｉは式（１４）を用いて算出する。
【０１１６】
【数１４】
2013087995.tif 000016
【０１１７】
なお、ＣＯ２冷媒及び水の熱物性値は、上述のＰＲＯＰＡＴＨにより算出した。
【０１１８】
（３）評価結果
得られた評価結果について、以下に説明する。
【０１１９】
（熱伝達率に対する熱流束の影響）
まず、熱伝達率に対する熱流束ｑの影響を検討した結果を、以下の表１に示す。表１は実施例Ａ、比較例Ａ〜Ｅの測定結果である。
【０１２０】
【表１】
2013087995.tif 000017
【０１２１】
実施例Ａと比較例Ａ，Ｂとは同一の構成の内面溝付伝熱管を用い、測定条件として、熱流束ｑを、比較例Ａでは１０ｋＷ／ｍ２とし、比較例Ｂでは２０ｋＷ／ｍ２とし、実施例Ａでは５ｋＷ／ｍ２として、それぞれ熱伝達率（式（１４）を用いて算出した管内熱伝達率αｉ）を測定した結果である。なお、表１中でＷ３は溝の底の幅Ｗ３である。同様に、比較例Ｃ〜Ｅも同一の内面溝付伝熱管を用い、熱流束ｑを変えて測定した結果である。その他の試験条件は、冷媒飽和温度が８℃であり、冷媒流束（冷媒質量流束）が４００ｋｇ／（ｍ２・ｓ）であり、乾き度が０．３５であり、オイル濃度が０．１％である。
【０１２２】
なお、上述したように、乾き度とは、液と蒸気とが混合した二相流で流れる冷媒の、蒸気成分の質量比である。蒸発器においては、蒸気が少なく乾き度０．２程度の冷媒が流入し、外部の空気から熱を吸収して徐々に蒸発し、完全に蒸気だけの乾き度１以上の冷媒となって蒸発器から出て、圧縮機に吸入される。
【０１２３】
熱流束ｑが１０ｋＷ／ｍ２以上では、フィン数が多く、溝の底の幅Ｗ３が狭い比較例Ｄ，Ｅの方が比較例Ａ，Ｂより熱伝達率が高いが、熱流束ｑが５ｋＷ／ｍ２では、内表面積は小さいが溝の底の幅Ｗ３が広い実施例Ａの方が、比較例Ｃより熱伝達率が高くなっている。熱流束ｑが２０ｋＷ／ｍ２のとき、比較例Ｂより内表面積の増加が２３％である比較例Ｅの内面溝付伝熱管の熱伝達率が３１％大きくなっているのは、フィンが気泡発生の起点になり核沸騰が促進された結果と考えることができる。
【０１２４】
一方、熱流束ｑが５ｋＷ／ｍ２のとき、比較例Ｃより実施例Ａの熱伝達率が大きくなったのは、熱流束ｑが小さくなったことで、核沸騰による熱伝達率の向上効果が少なくなった上に、比較例Ｃでは形成された油膜の影響が大きく、有効表面積が却って小さくなったためと考えることができる。
【０１２５】
これにより、ＣＯ２冷媒における熱伝達率は、オイル濃度が０．１質量％であってもオイルの影響があり、また熱流束ｑの影響も大きく、熱流束ｑ条件が変われば高い熱伝達率が得られる内面溝付伝熱管の溝の形状は全く異なることが分かる。
【０１２６】
（フィン数及びＷ３／ＩＤの影響）
次に、熱流束ｑを５ｋＷ／ｍ２として、表２に示す内面溝付伝熱管の性能を測定した結果について説明する。なお、表２中、Ｗ３は溝の底の幅である。
【０１２７】
【表２】
2013087995.tif 000018
【０１２８】
ここで、比較例１は平滑伝熱管である。また、比較例２、実施例１〜３の内面溝付伝熱管は、フィンの太さなどフィン形状は同じにしてある。試験条件は、冷媒飽和温度が８℃であり、冷媒流束が３６０ｋｇ／（ｍ２・ｓ）であり、乾き度が０．３５，０．７５であり、オイル濃度が３％である。
【０１２９】
図１３に、試験結果をフィン数と熱伝達率平滑管比（内面溝付伝熱管の平滑伝熱管に対する熱伝達率の比）との関係として示す。熱伝達率には、乾き度が０．３５と０．７５の結果を平均した値を用いた。
【０１３０】
図１３に示すように、表１のオイル濃度０．１％の結果と同様、フィン数が少なくなるにつれて、内表面積が減少するにも関わらず、熱伝達率は増加した。
【０１３１】
また、図１４は、Ｗ３／ＩＤと熱伝達率平滑管比／単重平滑管比との関係を示しており、熱伝達率平滑管比を単位長さあたりの重量（単重）の平滑管比で除した値を縦軸にしている。これは、内面溝付伝熱管による熱伝達率の向上効果が、コストと直結する重量比と比較して検討された指標である。
【０１３２】
図１４に示すように、Ｗ３／ＩＤの増加に伴い、熱伝達率平滑管比／単重平滑管比が大きくなっている。特に、Ｗ３／ＩＤが０．０３５以上の場合に、効果が大きいことが分かる。
【０１３３】
（フィン高さＨＦの影響）
次に、表３に示す内面溝付伝熱管を製作し、フィン高さＨＦの影響について検討した結果を示す。なお、表３中、Ｗ３は溝の底の幅である。
【０１３４】
【表３】
2013087995.tif 000019
【０１３５】
試験条件は、熱流束ｑが５ｋＷ／ｍ２であり、冷媒飽和温度が８℃であり、冷媒流束が２００ｋｇ／（ｍ２・ｓ）であり、乾き度が０．３５，０．７５であり、オイル濃度が２％である。熱伝達率には、乾き度０．３５と０．７５との結果を平均した値を用いた。
【０１３６】
表３に示すように、Ｗ３／ＩＤはいずれも０．０４以上であり、実施例４，５を比較するとフィンの高ＨＦさが高い方が熱伝達率、熱伝達率と単重の比、のいずれも高くなって
いる。しかし、比較例３は、実施例５と比較すると、フィンの高さＨＦが高くなっているにもかかわらず熱伝達率は低下し、熱伝達率と単重との比は、実施例４と比較しても小さくなっている。従って、フィンの高さＨＦは０．２５以下が望ましい。
【０１３７】
（ねじれ角βの影響）
表４に示す内面溝付伝熱管を製作し、ねじれ角βの影響を検討した結果を示す。
【０１３８】
【表４】
2013087995.tif 000020
【０１３９】
表４に示す内面溝付伝熱管の共通仕様として、内径ＩＤを５．６ｍｍとし、フィンの高さＨＦを０．２４ｍｍとし、フィン数を４５個として、ねじれ角βを５°，１０°，１７°，２６°，３２°，４０°と変化させた。表４において、実施例１２及び比較例４，７はねじれ角βが５°であり、実施例１３及び比較例５，８はねじれ角βが１０°であり、実施例９，１４及び比較例６はねじれ角βが１７°であり、実施例６，１０及び比較例１０はねじれ角βが２６°であり、実施例７，１１及び比較例１１はねじれ角βが３２°であり、実施例８及び比較例９，１２はねじれ角βが４０°の伝熱管であって、かつ、冷媒流束Ｇｒを種々に振った結果である。
【０１４０】
試験条件は、熱流束が５ｋＷ／ｍ２、冷媒飽和温度が８℃、乾き度が０．３５，０．７５、オイル濃度が１．５％である。熱流束は、式（１０）で示した熱交換量を伝熱面積で除したものであるので、熱交換する水の温度を内面溝付伝熱管の性能に合わせて制御することで、所望の熱流束、すわなち、単位面積あたりの熱交換量を設定した。冷媒飽和温度は、上述と同様の手法により計測した圧力をＰＲＯＰＡＴＨで飽和温度に換算して設定した。乾き度である０．３５，０．７５は、冷媒入口乾き度と出口乾き度との平均値である。冷媒入口乾き度は、冷媒入口エンタルピ、冷媒入口圧力における沸点でのエンタルピ、及び冷媒出口圧力における露点でのエンタルピから求められる。冷媒入口エンタルピは、
図１１の乾き度調整熱交換器４６にて、膨張弁４３ａの手前側の冷媒温度を制御することで調整する。オイル濃度は、図１１の圧縮機４１の回転数で調整する。上記条件で、水の入口及び出口の温度、水の流量、ＣＯ２冷媒の入口及び出口の圧力、ＣＯ２冷媒の流量を測定し、上述と同様の手法により熱伝達率を算出し、乾き度０．３５，０．７５における熱伝達率を平均した。
【０１４１】
図１５に、表４の６種類の内面溝付伝熱管の試験結果を、冷媒流束Ｇｒと熱伝達率との関係として示す。上述した非特許文献２の図５，８等とは異なり、冷媒流束Ｇｒが変わると、内面溝付伝熱管の熱伝達率の順位が変わっていることが分かる。
【０１４２】
また、図１６に、冷媒の質量流束Ｇｒ（以下、冷媒流束とも呼ぶ）ごとにまとめた結果を示す。図１６から明らかなように、冷媒流束Ｇｒが大きくなるにつれて高熱伝達率となるねじれ角βが小さくなることが分かる。
【０１４３】
図１６に示す結果から、各冷媒流束Ｇｒに対し、ねじれ角βの好ましい範囲を決定することができる。例えば図１６に実線Ｌ１〜Ｌ３で示すように、冷媒流束Ｇｒごとに最大熱伝達率からの低下率１０％以内を高熱伝達率として、ねじれ角βの好ましい範囲とすることができる。ＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器の蒸発器に用いられる伝熱管の冷媒側熱抵抗は全体の約３０％程度であり、冷媒側の熱伝達率の低下が１０％以内であれば、伝熱管全体の熱抵抗は約３％程度の増加であり、許容値内である。
【０１４４】
表５に、冷媒流束Ｇｒを１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下と変化させたとき、それぞれの冷媒流束Ｇｒにおいて高熱伝達率となる、つまり、最大熱伝達率から低下率１０％以内となるねじれ角βの範囲を示す。
【０１４５】
【表５】
2013087995.tif 000021
【０１４６】
また、表５より、熱伝達率が向上する冷媒流束Ｇｒとねじれ角βとの関係を図１７に示す。すなわち、図中、ねじれ角βの上限および下限を示す２本の線で囲まれた領域内が、高熱伝達率となるねじれ角βの範囲を示している。図１７から、高熱伝達率となるねじれ角βは、上限および下限とも冷媒流束Ｇｒに対して比例関係を示すことが確認できる。
【０１４７】
従って、冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、ねじれ角βが９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たすことで高い熱伝達率を得ることができる。
【０１４８】
また、図１６から、各測定点を基準に、ねじれ角βの好ましい範囲を決定することができる。すなわち、冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／（ｍ２・ｓ）のとき、ねじれ角βが２６°を超え４０°を下回るときに熱伝達率が向上する。同様に，冷媒流束Ｇｒが２００ｋｇ／（ｍ２・ｓ）のとき、ねじれ角βが１７°を超え３２°を下回るときに熱伝達率が向上する。また、冷媒流束Ｇｒが４００ｋｇ／（ｍ２・ｓ）のとき、ねじれ角βが５°を超え１
７°を下回るときに熱伝達率が向上する。
【０１４９】
表６に、冷媒流束Ｇｒを１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下と変化させたとき、それぞれの冷媒流束Ｇｒにおいて高熱伝達率となる、つまり、最大熱伝達率となる測定点の前後の測定点で規定したねじれ角βの範囲を示す。
【０１５０】
【表６】
2013087995.tif 000022
【０１５１】
また、表６より，熱伝達率が向上する冷媒流束とねじれ角βとの関係を図１８に示す。すなわち、図中、ねじれ角βの上限および下限を示す２本の線で囲まれた領域内が、高熱伝達率となるねじれ角βの範囲を示している。
【０１５２】
従って、冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２のときに熱伝達率が向上することは明らかである。
【０１５３】
以上、実施例に示すように、ＣＯ２冷媒ヒートポンプ給湯器の蒸発器において、高性能かつ重量増加の少ない内面溝付伝熱管を提供し、この内面溝付伝熱管を用いて構成される熱交換器の熱交換効率を向上させることができる。
【０１５４】
以上、本発明の実施形態及び実施例を説明したが、上記に記載した実施形態及び実施例は、特許請求の範囲に係る発明を限定するものではない。また、実施形態及び実施例の中で説明した特徴の組合せの全てが発明の課題を解決するための手段に必須であるとは限らない。
【０１５５】
＜付記＞
以下に本発明の望ましい態様について付記する。  
【０１５６】
本発明の一態様は、  ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器に用いられる内面溝付伝熱管であって、
内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、
前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、
前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、
前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たす
内面溝付伝熱管である。
【０１５７】
好ましくは、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たす。
【０１５８】
好ましくは、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、かつ、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２を満たす。
【０１５９】
好ましくは、
前記溝と前記フィンとのなす角度が、１５°以上２５°以下である。
【０１６０】
また、好ましくは、
前記複数のフィンの個数が、３０個以上５０個以下である。
【０１６１】
本発明の他の態様は、  ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器であって、
熱交換器は内面溝付伝熱管を備え、
前記内面溝付伝熱管は、
内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、
前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、
前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、
前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが９°以上３３°以下を満たし、かつ、−０．０７×Ｇｒ＋３６．５≦β≦−０．０２５７×Ｇｒ＋３６．０９５を満たす
熱交換器である。
【０１６２】
本発明のさらに他の態様は、  ポリアルキレングリコール系冷凍機油の含有量が０．１質量％以上である二酸化炭素を冷媒として用い、かつ、熱流束が１０ｋＷ／ｍ２未満で動作するヒートポンプ機器が備える熱交換器であって、
熱交換器は内面溝付伝熱管を備え、
前記内面溝付伝熱管は、
内周面に互いに平行に設けられるねじれ角βの複数のらせん状の溝と、前記複数の溝の間にそれぞれ位置する複数のフィンと、を有する主管を備え、
前記主管の前記溝の底を基準とした内径が、２．５ｍｍ以上６．５ｍｍ以下であり、
前記フィンの高さが、０．１ｍｍ以上０．２５ｍｍ以下であり、
前記各溝の底の幅をＷ３とした場合に、０．０４≦Ｗ３／ＩＤ≦０．１を満たし、
冷媒流束Ｇｒが１５０ｋｇ／ｍ２・ｓ以上４００ｋｇ／ｍ２・ｓ以下のとき、前記ねじれ角βが５°＜β＜４０°を満たし、かつ、−０．０７７１×Ｇｒ＋３５．２８６≦β≦−０．０８７１×Ｇｒ＋５１．４５２を満たす
熱交換器である。
【符号の説明】
【０１６３】
１  銅管
２  フローティングプラグ
３  連結棒
４  溝付きプラグ
５  （溝付きプラグの）溝
６  押圧体
７  引抜ダイス
８  （銅管の）フィン
９  内面溝付管
１０  引抜ダイス
１１  圧縮機
１２  ガスクーラ
１３  膨張弁
１４  蒸発器
２０  内面溝付伝熱管
２１  主管
２２  溝
２３  フィン
【図１】
2013087995.tif 000023
【図２】
2013087995.tif 000024
【図３】
2013087995.tif 000025
【図４】
2013087995.tif 000026
【図５】
2013087995.tif 000027
【図６】
2013087995.tif 000028
【図７】
2013087995.tif 000029
【図８】
2013087995.tif 000030
【図９】
2013087995.tif 000031
【図１０】
2013087995.tif 000032
【図１１】
2013087995.tif 000033
【図１２】
2013087995.tif 000034
【図１３】
2013087995.tif 000035
【図１４】
2013087995.tif 000036
【図１５】
2013087995.tif 000037
【図１６】
2013087995.tif 000038
【図１７】
2013087995.tif 000039
【図１８】
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