Thermal Science & Engineering Vol.15 No.2 (2007)

渦発生体を有する自動販売機用高性能
フィンアンドチューブ型熱交換器の開発
齋藤 博史‡
村田 章‡

岩崎 正道†
望月 貞成‡Development of a High-Performance Fin-and-Tube Heat Exchanger
with Vortex Generators for a Vending Machine‡

Masamichi IWASAKI†, Hiroshi SAITO ,‡‡Sadanari MOCHIZUKI and Akira MURATA

Abstract
The effect of delta-wing-vortex generators (combination of a delta wing and a delta winglet pair) on the heat transfer
performance of fin-and-tube heat exchangers for vending machines has been investegated. Flow visualizations,numerical simulations and heat transfer experiments were conducted to find an optimum geometrical shape andarrangement of the vortex generators. Maximum heat transfer enhancement was achieved by the combination of (a) the
delta wing with the apex angle of 86 degrees and (b) the delta winglet pair with the inline angle of 45 degrees. In
relatively low Reynolds number range, about 40 % increase in heat transfer coefficient was attained with the above
mentioned combination of the vortex generators compared to the ordinary heat exchangers with plain fins. It was
revealed that the heat transfer enhancement was attributed to (1) the longitudinal vortexes generated by the delta wingand (2) the reduction of wake area behind the tube. It was also found that an increase in the apex angle of the delta wingbrought about heat transfer enhancement, and the scale as well as the streｇgth of the induced longitudinal vortices
played an important role in the heat transfer performance.
Key Words: Fin-and-tube heat exchanger, Vortex generators, Longitudinal vortex, Heat transfer, Pressure
drop

記 号
a
:
:
Z
:
H
:
Re
:
U
:
q%
:
T
:
Lf
:
A
:
:

迎え角
頂角，傾斜角長さ
フィンピッチレイノルズ数流速
熱流束
温度
フィン流路方向長さ
フィン面積
熱伝達率

[ ]
[ ]
[mm]
[mm]

f
P
F
添字
VG
dw
dwp
plain
w

[m/s]
[W/m2]
[℃]
[mm]
[m2]
2
[W/(m ･K)]

:
:
:
:
:

空気の熱伝導率
摩擦係数
空気密度
静圧差
修正係数

:
:
:
:
:

渦発生体
Delta wing 渦発生体
Delta winglet pair 渦発生体
プレーンフィン
壁面，温水[W/(m･K)][kg/m3][Pa]

受付日：2006 年 3 月 27 日，第 43 回日本伝熱シンポジウムより受付，担当エディター：千田 衞
富士電機アドバンストテクノロジー ㈱ 機器技術研究所 (〒191-8502 東京都日野市富士町 1)‡
東京農工大学大学院 機械システム工学専攻 (〒184-8588 東京都小金井市中町 2-24-16)†- 67 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

Thermal Science & Engineering Vol.15 No.2 (2007)

a
b
in
out
m
lm
local

:
:
:
:
:
:
:

空気
混合
入口
出口
平均
対数平均
局所

２ 実験装置および実験方法
2.1 可視化実験
渦発生体周りの流動，伝熱現象を明らかにするためにフィン間の流れ場および温度場の可視化を行った．可視化用テストセクションは 2 列千鳥配列の伝熱管を有するフィンアンドチューブ熱交換器実機のフィン間を模擬した 2 倍拡大モデルである．事前の１ 緒 言

可視化実験により，渦発生体の切り越し穴が渦発生
飲料自動販売機は街角やオフィスに置かれ，利便体周りの流れ場(渦発生体の切り越し面)に与える影性は広く受け入れられている反面，2002 年末に「エ響を確認した上で，可視化用テストセクションにはネルギーの使用の合理化に関する法律」(省エネ法)

渦発生体の切り越し穴が無い熱交換器フィンモデル

の特定機器に指定され，地球温暖化防止に向けた更を採用した．

なる省エネルギーの推進が望まれている．コールド

図 2 に流れ場の可視化用テストセクション(アク

飲料とホット飲料を混在して販売する飲料自動販売

リル樹脂製)を示す．伝熱管前方には図 2(b)に示す

機では庫内の冷却，加熱運転の効率向上が省エネル

Delta wing(迎え角 adw=15～35 ，頂角

ギー化には必要不可欠であり，高効率でコンパクト

底辺長さ Zdw=9～18 mm)を，また，伝熱管後方にはな熱交換器の開発が製品開発上の大きなテーマとな

図 2(c)および(d)に示す伝熱管の管配列毎に配置向っている．空調や自動車用熱交換器では空気側の伝きが異なる Delta winglet pair(迎え角 adwp=45 ，底辺

dw=20～60 ，熱促進技術の進歩[1]より高性能化が進められてい長さ Zdwp=7～13 mm，底辺からの傾斜角 dwp=20～90o，るが，飲料自動販売機の冷凍・冷蔵用熱交換器では底辺長さ Zdwp=7～13 mm)を設置した．Delta wing の結露や着霜が特に問題となり，前述の技術を直接適

形状は二等辺三角形であり，垂直線長さを固定し，用することができず，新たな着眼点からのブレーク

頂角スルーが必要となっている．
近年，低圧力損失，高熱伝達の実現性を秘めた渦

dw および底辺長さ

Zdw を変化させた．Delta

winglet pair の形状は傾斜角 dwp=90o では矩形，それ以外は垂直三角形であり，底辺長さ Zdwp を固定し，発生体を用いた伝熱促進に関する研究[2-4]が注目さ底辺からの傾斜角

れており，筆者らは図 1 に示す 2 種類の渦発生体ィンピッチ H(=10 mm)の 2 倍を，代表流速にコア前dwp を変化させた．代表寸法にフ(Delta wing，Delta winglet pair)を用いたフィンアンド

面流速 Uin を用いて定義されたレイノルズ数 Re がチューブ熱交換器を提案している．

Re=600～3000 の範囲で可視化実験を行った．可視化

本研究は，飲料自動販売機用高性能フィンアンド

手法には粒子懸濁法と色素流脈法を用いた．粒子懸チューブ熱交換器の開発のための基礎として，(1)可濁法では作動流体に水，トレーサ粒子にはイオン交視化実験と熱流体数値解析によりフィン上での流換樹脂(平均粒子直径 200

動・伝熱現象およびその機構を明らかにし，(2)上記

色素流脈法では作動流体に水，染料注入には多分岐

2 種類の渦発生体の最適な形状・配置に関する設計

細管(内径 0.2 mm，1 mm 間隔×7 本)を用いた．ま指針を得ると共に，(3)その知見を基に設計した熱交

た，伝熱管周りの流れの詳細観察には伝熱管から直m，比重 1.01)を用いた．

換器の伝熱・圧力損失特性の評価を行うことを目的

接，インクを滲出(前縁淀み点より±15 o 位置， 1 mmとする．

×2)させる方法を用いた．画像記録にはビデオおよびデジタルカメラを用いた．
図 3 に温度場の可視化用テストセクションを示す．

Flow

テストセクションは流れ場の可視化と同様な熱交換器フィン間を模擬した拡大モデルである．
渦発生体，
Tube hole

伝熱管は非加熱とし，フィン片面を導電性プラスチ
ックフィルムヒータにより通電加熱し，一様熱流束

Delta wing

条件を与えている．作動流体には空気を用い，実験

Delta winglet pairFig. 1 View of the fin with vortex generators.

は Re=600～3000 の範囲で行った．フィン表面温度- 68 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

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θdw

Table 1 Configurations of heat exchangers.
Fin configuration
Plain
Delta wing+Delta winglet pair

Z dw

Zdwp

adw[ ]dw[ ]Zdw[mm](c) Delta winglet pairin the first row

adwp[ ]
dwp[ ]
Zdwp[mm]

αdw

θdwp

(b) Delta wing
Flow

αdwp
αdwp
θdwp
H

(a) Heat exchanger model

-

35
60
6.5
45
45
3.5

35
86
10.45
45
45
3.5

Zdwp

(d) Delta winglet pairin the second row

ComputerPressure tap

Digital memory

Fig. 2 Schematic diagram of the test section forvisualization.

Pressuretransducer

Flow meter(Hot water)
Hot water tankHeat exchanger

Flow meter
(Air)
Flow

Plastic heater

P1

P3

P5

P2

P4

P6

E1

Thermometry
sensorFlow
BlowerFig. 4 Schematic diagram of test apparatus.
47.25

Tube

150

Polypropylene
film
E2

Unit: mmInternal side

Fig. 3 Schematic diagram of the test section for heatransfer experiment.

200
Unit: mm

分布の測定には赤外線放射温度計(NEC 三栄社製)使Fig. 5 View of the heat exchanger.

用し，放射率は熱電対により計測したフィン上の 6
箇所図 3 (P1～6)の温度より求めた．

それぞれについて Re=300～4000 の範囲で熱交換器の伝熱・圧力損失を評価した．

2.2 熱交換器性能評価実験
図 4 に示す実験装置を用い，温水法による熱交換

３ 数値シミュレーション

器性能評価実験を行った．熱交換量は，空気側の受熱量より求めた．熱交換器前後の空気温度の測定に

本計算では，連続の式，定常，非圧縮，粘性流れ

は，白金線(線径 0.03 mm)を張り廻らせた測温センの Navier-Stokes 方程式およびエネルギー方程式をセサー[5]を用いた．図 5 に示す試作した熱交換器実機

ル中心型の有限体積法を用いて解いた．対流，温度は 2 列千鳥管配列のフィンアンドチューブ熱交換器

項の離散化には TVD スキームを応用した 2 次精度(W×H×D=200×150×47.25 mm)である．表 1 に示の MARS スキーム，圧力の計算には SIMPLE 法を用すように(1)プレーンフィンと(2)プレーンフィンにいた．計算対象とする流れ場はレイノルズ数 Re=600

Delta wing と Delta winglet pair 両方を設置した場合付近の層流域であるが，渦発生体の後流は複雑な流- 69 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

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Solid Surface

Tb

Periodic boundary plane
Flow
Heat flux q%Uin, Ta1
Inlet plane
Fig. 6 Computational domain.

Ta1

x(Ta 2 Ta1 )Lf(2)

ここで，Ta1 はフィンの入口空気温度，Ta2 はフィンの出口空気温度， x は流路方向位置，Lf はフィンの流れ方向長さを示す．なお，不確かさ解析による局

測精度を向上させるために乱流モデルを使用した．

所ヌセルト数 Nu の誤差は 15％以下，入口・出口間の空気温度差から求められる熱流束 q% の誤差は乱流モデルには 2 次流れの非等方性乱流を表現可能

13％以下となっている．図 7(a-1)より，Delta wing 下

な低 Re 型非線形 k-εモデル[6]を用いた．流体内格

流には，中心線を境に一対の縦渦が生じ，渦崩壊な子数は約80 万点，
固体内格子数は約 20 万点である．

くかなり下流域までフィン間を旋回した流れが存続

図 6 に示すように境界条件には，固体表面にすることが分かる．これに応じて，図 7(a-2)に示さ

Non-Slip 条件，計算領域の周囲に周期対称境界条件，

れるように，伝熱管前方から下流域までの熱伝達率

Re=600 付近での温水法による熱交換器実機の性能評価と同条件の熱流束 q% =5385 W/m2 を伝熱管内面が高くなることが分かる．図 7(b-1，b-2)より，Deltaに与え，また，前面流速 Uin=1 m/s，熱交換器入口空前述の Delta wing のみによる影響に加えて，Delta

気温度 Ta1=16℃を計算領域入口に設定した．表 1 に

winglet pair により伝熱管後流の淀み域に伝熱管上示す Delta wing (頂角 dw=60 ，86 )および Delta

流の流れが流れ込み，死水域が縮小され，さらに

winglet pair と両方を組み合わせた場合での熱交換

Delta winglet pair では縦渦は生じないが Delta winglet

器実機の平均熱伝達率をプレーンフィンの場合でのpair の傾斜端部を横切った流れがフィン面に対して

平均熱伝達率で基準化した熱交換器の伝熱性能比の下降流となることで Delta winglet pair 後流に攪拌が実験値と計算値との差は 5％以下であった．

生じることが分かる．これに応じて，伝熱管およびれを呈しており，特に渦発生体から生じる縦渦の予

wing と Delta winglet pair の双方を用いた場合には，Delta winglet pair 後方での熱伝達率が高くなること
４ 実験、計算結果および考察が分かる．

4.1 渦発生体周りの流動と伝熱特性

Flow

Delta win(迎え角 adw=35 ，頂角 dw=60 ，底辺長さ
Zdw=13 mm)のみを設置した場合および Delta wing と
Delta winglet pair(迎え角 adwp=45 ，底辺からの傾斜角odwp=45 ，底辺長さ Zdwp=7 mm)を組み合わせた場合(a-1) Flow visualization (Delta wing)
Flowのそれぞれについて 1 列目伝熱管周りの流れの可視

46
36 Nu

化結果(フィン間中央断面)およびフィンの局所ヌセ
ルト数 Nu 分布を図 7 に示す．Nu は，入口・出口間の空気温度差から求められる熱流束 q% ，約 50 170

56(a-2) Nu distribution (Delta wing)

26

Flow

pixel に分割されたフィン面の各要素毎の局所壁温
Tw および空気の混合平均温度 Tb を用いて，次式より算出した．

(b-1) Flow visualization(Delta wing and Delta winglet pair)

q%
Nu

Tw Tb

Flow

(2 H )

56
46

(1)

36

熱流束一定条件下で，空気の混合平均温度 Tb は次式で算出される．

(b-2) Nu distribution(Delta wing and Delta winglet pair)

26

Fig. 7 Flow visualization and Nu distribution on the fin(Re=1000).

- 70 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

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4.2 渦発生体による伝熱特性比較

4.3 渦発生体による伝熱促進メカニズム(a)Delta wing，(b)Delta winglet pair，(c)上記(a)と(b)2 種類の渦発生体併設による伝熱促進メカニズム

両方の組み合わせ，および(d)渦発生体が無いプレーを明らかにするため，プレーンフィンの場合およびンフィンの各場合について，温度場の可視化結果か

Delta wing (迎え角 adw=35 ，頂角 dw=40 ，60 ，80 )らフィン面全体の平均ヌセルト数 Num を算出した結と Delta winglet pair(迎え角 adwp=45 ，底辺からの傾果を図 8 に示す．図中のエラーバーは不確かさ解析に基づく誤差範囲を示す．局所壁温 Tw と空気の混合

斜角 dwp=45o)を組み合わせて設置した場合のそれぞ

平均温度 Tb との積分平均温度差 Tm により得られ11 示す．図 9 より，渦発生体の切り起こし面ではる平均熱伝達率 m を用いた次式により，平均ヌセル

Delta wing 上で生じる一対の縦渦がフィン面に対しト数 Nuｍを算出した．

て下降流となる Delta wing 後流中心軸上で特に熱伝れについての数値シミュレーション結果を図 9，10，

達率が高くなることが分かる．また，1 列目伝熱管

Numq%(2 H )
Tm

後方での熱伝達率分布の様相は図 7 の可視化によって得られた死水域の縮小に対応していることが分か(3)

る．図 9(b)中の流れ方向に垂直な A 断面での温度分
布と 2 次流れの速度ベクトルを図 10(a～d)に示す．

積分平均温度差 Tm は次式により求めた．

図中の丸印は旋回速度が最大となる位置を渦の半径とした縦渦の代表スケールを表す．図 9(b)中 B のTm

1 A(Tw Tb )dA
A 0

Delta wing 上で生じる縦渦の強さを Critical Point 理(4)

論[7]に基づき渦度で表示したものを図 11(e～g)に示す．図 10，11 よりフィン間に設置した Delta wing

ここで， A はフィン部面積で，非加熱体である渦発の迎え角が一定な条件で頂角生体および伝熱管部を含まない．図 8 より，Delta

渦の渦度は減少するが，縦渦のスケールが増大する

wing のみ，および Delta winglet のみの場合には，プことでフィン間中央付近の空気のフィン壁面への輸レーンフィンに比べて，それぞれ約 20～35％および送が促進され，フィン壁面の温度境界層が薄くなる

約 20～30％の熱伝達が向上することが分かる．さらことが分かる．従って，縦渦による伝熱促進では縦に，上記 2 種類の渦発生体を組み合わせて設置する渦の強さに比べて，縦渦の空間的スケールの大きさと，相乗効果が生じ，約 50～70％の熱伝達が向上す

がより大きな影響をもたらすと考えられる．

dw を大きくすると縦ることが分かる．これらの向上率は，レイノルズ数が高くなるほど大きくなる傾向を示している．そのFlow

理由は，レイノルズ数すなわち流速が増大すること
で，渦発生体による流れの撹拌作用が強くなり，フィン面上の熱伝達が促進されるためと考えられる．
250
200

Num

150 W/m2 K

Delta wing and Delta winglet pair
Delta wing(a) Plain fin

Delta winglet pair
Plain fin

150

Flow

0

B

100
50
0
500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

A
(b) Delta ( dw=60o) and Delta winglet pairRe

Fig. 9 Computed heat transfer coefficient distribution on
the fin (Re=600).

Fig. 8 Measured mean Nusselt number.

- 71 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

Thermal Science & Engineering Vol.15 No.2 (2007)

100

90

Adwp / Aplain [%](a) Plain fin

Delta winglet pair
Delta winglet pair
Flow
Flow

80

70

30℃

(b)

o
dw=40

60
0

30

45

60

75

90

θ dwp [°]

16

(c)

15

Fig. 12 Measured dead water zone (Re=600).

o
dw=60

死水域の算定に際しては，伝熱管の剥離せん断層を示す流脈線(図中の赤太線)の伝熱管中心側を伝熱管の死水域，Delta winglet pair 周りの流脈線(図中の青(d)細線)が欠落する領域を Delta winglet pair の死水域と

o
dw=80

定義し，フィン面を 1 1 mm に分割し，死水域面積

Fig. 10 Velocity vectors and temperature contours in
the cross-section A (Fig. 9) (Re=600).

を可視化画像から読み取った．図中には上下，それぞれに Delta winglet pair を設置した場合と設置しない場合での 1 列目伝熱管周りの可視化結果を示す．
なお，事前の可視化実験により，Delta winglet pairFlowの傾斜角 dwp に対して伝熱管，Delta winglet pair の後(e)

流の死水域が大きく変化し，特に dwp が 60～90 度間

o
dw=40

では Delta winglet pair の死水域が一様に発達することを確認している．
図 12 より，
以下のことが分かる．

Flow(1) Adwp /Aplain が最小となる dwp が存在し，その値は概1000 1/s(f)

ね 45 度付近にある．(2) dwp が 0～45 度の間においては， dwp の増加に伴い Adwp /Aplain は減少する．(3) dwp

o
dw=60

が 45 度を越えて増加すると，
伝熱管後流の死水域は500縮小されるが Delta winglet pair の死水域が発達する

Flow

ため，
フィン上での全死水領域は拡大し，その結果，
Adwp /Aplain は増加する．
(g)

o
dw=80

4.5

Delta wing の頂角 dw

Delta wing の頂角 dw も熱伝特性に大きな影響を与Fig. 11 Vorticity Coutours in the B area (Fig. 9)(Re=600).

える．Delta wing(迎え角 adw=35 ，頂角 dw=40～80 )4.4 Delta winglet pair の傾斜角 dwpと Delta winglet pair(迎え角 adwp=45 ，底辺からの傾Delta winglet pair による熱伝達向上の主因の一つ

斜角 dwp=45o)を組み合わせた場合とプレーンフィン

は，伝熱管後流の死水域縮小にある．そこで，Deltaの場合それぞれについての計算結果より，渦発生体

winglet pair( 迎え 角 adwp=45 ，底 辺からの 傾斜 角の切り起こし面と対面との両面の平均熱伝達率をプodwp=20～90 )を設置した場合としない場合について

レーンフィンの平均熱伝達率で基準化し，頂角 dwの流れ場の可視化結果から，それぞれ伝熱管と Delta

に対してプロットした結果を図 13 に示す．
図中には，winglet pair 後流の死水域総和面積 Adwp および伝熱管

フィン面上の局所熱伝達率分布も示されている．こ

後流の死水域総和面積 Aplain を求め，Adwp /Aplain を dwp

れらより，
Delta wing の頂角 dw が大きくなると Delta

に対してプロットした結果を図 12 に示す．ただし，wing 後流中心軸上付近の局所熱伝達率が上昇する- 72 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

Thermal Science & Engineering Vol.15 No.2 (2007)

Flow

fｍ VG / fｍ p lain [%]

Flow

120

W/m2 K
150

110
0

100
30

40

50

60

70

80

90

θ dw
dw [°]

Fig. 13Fig.13
Calculated
meanmeanheatheattransfercoefficientonCalculatedtransfercoefficientthe finon(Re=600).
the fin (Re=600)

Nuｍ VG / Nuｍ p lain [%]αmVG / αmplain [%]

130

150
50
130
30

Delta wing (θ dw =86o )and Delta winglet pair
Delta wing (θ dw =60o )and Delta winglet pair

Y-MeanY-Mean

110
10
150
50
130
30

110
10
200

400

2000
600 8001000
Re

3000

5000

Fig. 14 Measured friction factor and Nusselt number.
とともにその領域が拡大し，その結果フィンの平均
熱伝達率は直線的に増加することが分かる．すなわ

摩擦係数 f は熱交換器入口・出口の静圧差 P に基ち，すでに 4.3 節で述べたように，頂角 dw が大きくづき，次式より算出した．

なると縦渦のスケールが増大し，フィン間中央付近の流体とフィン面近傍の流体との交換が促進されることによりフィン壁面の温度境界層が薄くなり，フP (2 H )f(2 L f

ィンの熱伝達が向上したためと考えられる．

U in 2 )(7)

ここで，Lf は熱交換器フィンの流れ方向長さ，Uin
4.6 熱交換器性能評価

は熱交換器の前面流速を示す．

渦発生体による熱交換器の性能向上を確認するた

図 14 より，以下のことが分かる．(1)Delta wing とめ，表 1 に示す Delta wing (頂角 dw=60 ，86 )およびDelta winglet pair を組み合わせた熱交換器の Num は，Delta winglet pair と両方を組み合わせた場合とプレレイノルズ数 Re=300～4000 において，プレーンフ

ーンフィンの場合それぞれについて，熱交換器実機

ィンの場合に比べて，頂角 dw=60 o の場合には約 20を用い，伝熱・圧力損失特性を調べた．プレーンフ～40％，頂角 dw=86 o の場合には約 30～50％向上し，ィンの場合で基準化し，Re に対する平均ヌセルト数

圧力損失はそれぞれ約 20～40％および約 30～50％

Nuｍと摩擦係数 f をプロットした結果を図 14 に示す．

増加する．前節の伝熱実験と熱交換器実機評価との

ただし，Nuｍは次式より算出した．

伝熱性能の差異は，熱流束の印加条件の相違に起因した伝熱管とフィン間の接触熱抵抗，さらにはフィ

q%
Num

F

Tlm

ン効率によるものと考えられる．(2)熱伝達の向上率，(2 H )

圧力損失増加率は，レイノルズ数が高くなるほど大(5)

きくなる傾向を示す．これにより,今まで性能向上がここで q% および F は，それぞれ，熱交換器フィン面困難であった低レイノルズ数域において，優れた伝熱特性を有する自動販売機用熱交換器が実現可能での熱流束および Roetzel が提案する修正係数[8]である．また， Tlm は，次式により定義される対数平均あることが示された.

温度差である．

５ 結言

Tim(Tw1 Ta 2 ) (Tw2 Ta1 )TT
ln w1 a 2
Tw 2 Ta1

2 列千鳥の管配列を有するフィンアンドチューブ(6)型熱交換器の伝熱管前方に Delta wing，伝熱管後方に Delta winglet pair の渦発生体を設置した場合について，フィン間の流動，伝熱現象の可視化実験，熱・- 73 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan

Thermal Science & Engineering Vol.15 No.2 (2007)

流体数値解析を行い，現象の把握とその機構の解明

S., Heat transfer enhancement and drag by longi-を試みるとともに，試作実機熱交換器の伝熱・圧力

tudinal vortex generators in channel flow”, Exp.

損失特性の評価を行い，以下の結論を得た．

Thermal Fluid Science, 4 (1991), 103-114.

(1)Delta wing により一対の縦渦が生じ，伝熱管周[3] Torii, K., Kwak, K., and Nishino, K.,“Heat transfer

辺から下流域までの熱伝達率が上昇する．

enhancement accompanying pressure-loss reduction(2)縦渦による伝熱促進には縦渦の強さの他に，縦with winglet-type vortex generators for fin-tube

渦の空間的スケールの大きさが寄与する．Delta

heat exchangers”, Int. J. Heat Mass Transfer, 45

wing の頂角を大きくすると縦渦のスケールは増(2002), 3795-3801.
[4] 田中 武雄，伊藤 正昭，畑田 敏夫，松島 均，

大する．
(3)Delta winglet pair を設置すると，伝熱管後流の“矩形渦発生体の傾斜角度，迎え角度，及び配淀み域が縮小され，さらに Delta winglet pair 後流列が伝熱性能に及ぼす影響”，日本機械学会論

では縦渦は生じないが傾斜端部を横切った流れ

文集，66-645, B (2000), 166-173.
八木 良尚，望月 貞成，“改良シングルブロア法の開発(平行平板群への適用による本測定法の検証)”，日本機械学会論文集，56-529, B (1990),
176-180.
Chen, W., Lien, F., and Leschziner, M.,“Computational prediction of flow around highly
loaded compressor-cascade blades with none-linear
eddy-viscosity models”, Int. J. Heat Fluid Flow, 19(1998), 307-319.
Haimes, R., and Kenwright, D.,“On the velocity
gradient tensor and fluid feature extraction”, AIAAPaper, 99-3288 (1999), 1-10.
瀬下裕，藤井雅雄，“コンパクト熱交換器”，日刊工業新聞社.

がフィン面に対して下降流となることで Delta[5]

winglet pair 後流に撹拌が生じ，熱伝達が促進される．Delta winglet pair の傾斜角が 45 度付近において，伝熱管および Delta winglet pair の淀み域が最[6]も縮小される．
(4)Delta wing および Delta winglet pair 双方を設置
すると，レイノルズ数 Re=300～4000 において，
プレーンフィンの場合に比べて，熱伝達率は約 30～50％向上し，圧力損失は約 30～50％増加する．

[7]
参考文献
[1] 笠井 一成，“空調用熱交換器の変遷”，冷凍，75-878, (2000), 14-19.

[8][2] Fiebig, M., Kallweit, F., Mitra, N., and Tiggelbeck,- 74 -© 2007 The Heat Transfer Society of Japan