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WO2018236020A1 - 흡수식 칠러 - Google Patents

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WO2018236020A1
WO2018236020A1 PCT/KR2018/000569 KR2018000569W WO2018236020A1 WO 2018236020 A1 WO2018236020 A1 WO 2018236020A1 KR 2018000569 W KR2018000569 W KR 2018000569W WO 2018236020 A1 WO2018236020 A1 WO 2018236020A1
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WO
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pipe
heat transfer
stainless steel
regenerator
water line
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/KR2018/000569
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
홍석표
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
LG Electronics Inc
Original Assignee
LG Electronics Inc
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by LG Electronics Inc filed Critical LG Electronics Inc
Priority to EP18820842.5A priority Critical patent/EP3643999B1/en
Priority to US16/624,261 priority patent/US20210148612A1/en
Publication of WO2018236020A1 publication Critical patent/WO2018236020A1/ko
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Ceased legal-status Critical Current

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    • C21D2211/005—Ferrite
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    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/42—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with copper
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
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    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese

Definitions

  • the present invention relates to absorption chillers.
  • a chiller supplies chilled water to a cold water consumer, where heat exchange is performed between a refrigerant circulating in a refrigeration system and cold water circulating between a cold water consumer and a refrigeration system to cool the cold water.
  • Chillers can be installed in large-scale buildings such as large-scale buildings.
  • the chiller comprises a turbo chiller for mechanically compressing the refrigerant using a compressor, performing cooling or heating using the compressed refrigerant, and an absorber without a compressor, wherein the refrigerant (water) For example, lithium bromide aqueous solution) to perform cooling or heating.
  • the refrigerant water
  • lithium bromide aqueous solution for example, lithium bromide aqueous solution
  • the absorption chiller can be divided into an absorption chiller and an absorption chiller according to a heat source system.
  • the absorption type refrigerator can generate cold water by using an absorption cycle by using steam and hot water as a heat source.
  • the absorption type refrigerator is used for cooling only.
  • the absorption type cold and hot water generator can make cold water by operating the absorption type cycle using fossil fuel. That is, the absorption type cold / hot water heater is a device that can perform cooling or heating using the combustion of fossil fuel at the time of heating.
  • the cooling operation can be performed as the refrigerant evaporates into the gaseous refrigerant while the refrigerant exchanges heat with the cold water in the heat exchanger, and conversely, the gaseous refrigerant in the heat exchanger is heat-
  • the absorption chiller is provided with a heat transfer pipe for heat exchange between the first fluid passing through the pipe and the second fluid outside, such as a condenser, an evaporator, and a regenerator.
  • the heat transfer tube refers to a heat transfer tube that transfers heat between fluids flowing in and out of the tube, and may be formed in the shape of an intuition or a curved tube. Therefore, it is preferable that the heat transfer pipe provided in the absorption chiller is made of a material having high corrosion resistance and abrasion resistance while securing a high heat transfer performance.
  • the absorption chiller uses a copper pipe having excellent heat transfer performance as the heat transfer pipe.
  • the copper pipe has the following problems.
  • a scale is accumulated on the inner circumferential surface of the pipe, which may adversely affect the reliability of the pipe. That is, if the scale is accumulated on the inner circumferential surface of the copper pipe, corrosion may easily occur, so that it is necessary to carry out a cleaning operation to clean the inner circumferential surface of the pipe or to replace the pipe.
  • the copper pipe used in the absorption chiller is installed in connection with the baffle. At this time, the outer surface of the copper pipe contacting the baffle is abraded to easily cause corrosion and breakage.
  • copper piping is vulnerable to vibration because it has a small stress margin to withstand the pressure inside the piping.
  • noise may be generated due to the vibration.
  • the stainless steel pipe is made of stainless steel material, has stronger corrosion resistance than copper pipe, and is less expensive than copper pipe. Since the stainless steel pipe has a larger strength and hardness than the copper pipe, the vibration and noise absorbing ability is superior to the copper pipe.
  • the stainless steel pipe has better withstand pressure characteristics than the copper pipe, there is no risk of breakage even at high pressure.
  • the heat transfer pipe disclosed in the above prior art document is a stainless steel pipe formed of STS 400 series, particularly STS 430 J1L material.
  • the STS 430 J1L material has a carbon content of 0.025% or less, silicon (Si) and manganese (Mn) content of 1.00% or less, nickel (Ni) content of 0.4% or less, chromium (Cr) content of 16.00 to 19.00% Cu) has a chemical property such as 0.3 to 0.8%.
  • the conventional STS 400 stainless steel pipe having the above-described chemical properties has a yield strength of 300 to 320 MPa, a Vickers hardness of 151 to 155 Hv and an elongation of 29 to 33%
  • the strength and hardness are excessively high. Thereby, there is a drawback that it is disadvantageous to the expanding work for pipe connection or the pipe bending work.
  • the heat transfer pipe used for the absorption chiller is connected to the other pipe by expanding the end portion.
  • the operator uses a roll expansion method to form the widening.
  • the roll expansion method is a method in which the mandrel is brought into close contact with the inner diameter of the tube and the roll is rotated to expand the tube. Therefore, the conventional conventional stainless steel pipe has a problem that the installation work becomes difficult because of the high strength and hardness, which makes the above-mentioned expansion work much more difficult than the conventional copper pipe.
  • the heat transfer pipe due to the physical characteristics of the conventional stainless steel pipe, it is difficult to form the heat transfer pipe using the conventional stainless steel pipe in a bent shape, and the design freedom is reduced.
  • the heat transfer pipe is arranged in a straight line, which is shorter than the length of a pipe having a plurality of bent portions, and the heat exchange area is reduced.
  • the conventional stainless steel pipe has lower heat transfer performance than the copper pipe, there is a problem that the heat exchange capacity is further lowered.
  • an object of the present invention to provide an absorption chiller which is provided with a heat transfer pipe which secures ductility at a copper pipe level and improves workability and design freedom.
  • Another object of the present invention is to provide an absorption chiller having a heat transfer performance equal to or higher than the heat transfer performance of the copper pipe by making the thickness of the heat transfer pipe thinner than that of the copper pipe.
  • a first invention according to the present invention is an absorption chiller comprising an evaporator, an absorber, a regenerator and a condenser, and in which an absorption liquid and a refrigerant are circulated, wherein at least one of the evaporator,
  • the heat transfer pipe includes a ductile stainless steel pipe having a delta ferrite base structure of 1% or less based on the grain size area.
  • the soft stainless steel pipe has an austenite matrix structure and an average diameter of 30 to 60 ⁇ m.
  • the soft stainless steel pipe has an ASTM (American Society for Testing and Materials ) Particle size number is 5.0 to 7.0.
  • a refrigerator comprising: a cold water line for guiding cold water to perform heat exchange in the evaporator; a cooling water line for guiding cooling water so that heat is exchanged in the absorber and the condenser; And a hot water line, wherein the heat transfer pipe is provided in at least one of the cold water line, the cooling water line and the hot water line.
  • the fourth aspect of the present invention is the refrigerator according to the fourth aspect of the present invention, wherein the heat transfer pipe includes a first heat transfer pipe provided in the cold water line and arranged inside the evaporator to exchange heat with refrigerant, wherein the first heat transfer pipe has an outer diameter of 12.7 mm or 16 mm, The inner diameter is 12.434 mm or less for 12.7 mm, and the inner diameter is 15.717 mm or less for an outer diameter of 16 mm.
  • the heat transfer pipe includes a second heat transfer pipe provided in the cooling water line and disposed inside the absorber to perform heat exchange, and the second heat transfer pipe has an outer diameter of 16 mm and an inner diameter of 15.717 mm or less .
  • the regenerator further includes: a first regenerator for regenerating the absorbing liquid; And a second regenerator for regenerating the absorption liquid, wherein the heat transfer pipe is provided in the hot water line, a third heat transfer pipe disposed inside the first regenerator and performing heat exchange, and a second heat transfer pipe provided in the hot water line, And a fourth heat transfer pipe disposed inside the second regenerator and performing heat exchange.
  • the third heat transfer pipe has an outer diameter of 16 mm and an inner diameter of 15.717 mm or less.
  • the fourth heat transfer pipe has an outer diameter of 19.05 mm and an inner diameter of 18.751 mm or less.
  • the ninth invention is characterized in that the auxiliary absorption liquid further comprises a secondary absorber for absorbing the refrigerant and an auxiliary regenerator for regenerating the secondary absorption liquid, wherein the heat transfer pipe is provided in the cooling water line, A sixth heat transfer pipe provided in the cooling water line, disposed in the condenser and performing heat exchange, and a seventh heat transfer pipe disposed in the auxiliary regenerator and performing heat exchange, .
  • the fifth heat transfer pipe has an outer diameter of 19.05 mm and an inner diameter of 18.751 mm or less.
  • the sixth heat transfer pipe has an outer diameter of 19.05 mm and an inner diameter of 18.751 mm or less.
  • the seventh heat conductive pipe has an outer diameter of 19.05 mm and an inner diameter of 18.751 mm or less.
  • the thirteenth invention is a refrigerator comprising: a cold water line for guiding cold water to perform heat exchange in the evaporator; a cooling water line for guiding cooling water so that heat is exchanged in the absorber and the condenser; a burner for heating the absorption liquid flowing into the regenerator; And a refrigerant line for guiding gaseous refrigerant generated in the regenerator, wherein the heat transfer pipe is provided in at least one of the cold water line, the cooling water line, and the refrigerant line.
  • the air conditioning apparatus having the above-described configuration has the following effects.
  • osteonitic stainless steel pipe is applied, so that the ductility of copper pipe can be secured as compared with the conventional stainless steel pipe. Therefore, the heat transfer tube can be bent (bended) and easily installed in a limited space. Further, there is an advantage that the heat transfer tube can be bent so that the heat transfer area is increased in a limited space (the total length of the heat transfer tube can be extended, etc.). That is, there is an advantage that the forming freedom and the degree of design freedom of the heat transfer pipe increase compared to the conventional stainless steel pipe.
  • the ductile stainless steel pipe according to the present embodiment since ductility of the copper pipe is ensured and strength and hardness are larger than that of the copper pipe, there is an advantage that the pressure resistance capability is remarkably superior to that of the copper pipe. Since the stainless steel pipe having a higher strength and hardness than the copper pipe has a higher stress margin than the copper pipe, the vibration absorbing ability is remarkably superior to that of the copper pipe.
  • ductility of the ductile stainless steel pipe according to the present embodiment is improved, so that the workability of the pipe can be increased. According to this, there is an advantage that the expansion work of the heat transfer tube is facilitated. Therefore, there is an advantage that the convenience of installing the heat transfer pipe is increased.
  • the ductile stainless steel pipe is superior in abrasion resistance and corrosion resistance to a copper pipe, there is an advantage that it can be prevented from being damaged by corrosion. That is, the life of the heat transfer tube is increased.
  • the heat transfer pipe composed of the ductile stainless steel pipe can secure the ductility at the copper pipe level, but the strength is larger than that of the copper pipe, so that the thickness of the heat transfer pipe can be reduced compared to the case of the copper pipe. According to this, since the heat transfer rate is improved as the thickness of the heat transfer pipe is reduced, the heat transfer performance of the heat transfer pipe formed of the flexible stainless steel pipe can be improved to be equal to or higher than the heat transfer performance of the copper pipe. In addition, the efficiency of the chiller can be improved.
  • FIG. 1 is a view showing a configuration of an absorption chiller and a refrigerant cycle according to a first embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a view showing an evaporator of an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention.
  • FIG 3 is a view showing an absorber of an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention.
  • FIG. 4 is a view showing the shape of the heat transfer pipe of the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view of the heat transfer tube in FIG.
  • FIG. 6 is a flowchart showing a manufacturing method for the shape of the heat transfer pipe made of soft stainless steel in FIG.
  • FIG. 7 is a process drawing showing a heat transfer pipe process manufactured by the manufacturing method of FIG.
  • FIG. 9 is a microstructure photograph of a stainless steel having only an austenite matrix structure.
  • FIG. 10 is a view showing an outer diameter and an inner diameter of the heat transfer tube according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 11 is a flowchart showing a method of manufacturing a ductile stainless steel pipe according to a first embodiment of the present invention.
  • FIG. 12 is a schematic view showing the cold rolling process of FIG.
  • FIG. 13 is a view schematically showing the slitting process of FIG.
  • Fig. 14 is a view schematically showing the forming process of Fig. 11. Fig.
  • FIGS. 15 to 18 are cross-sectional views showing a process of manufacturing a flexible stainless steel pipe according to the manufacturing method of FIG.
  • Fig. 19 is a schematic view showing the brightness annealing process of Fig. 11. Fig.
  • 20 is an S-N curve test graph comparing the fatigue limit of the conventional stainless steel pipe and the conventional copper pipe according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 21 is an experimental graph showing the S-N curve of the ductile stainless steel pipe according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 22 is a view showing a plurality of ductile stainless steel pipes, aluminum (Al) pipes and copper pipes, which are objects to be tested for corrosion resistance.
  • FIG. 23 is a table showing corrosion depth measured for each pipe in FIG. 22.
  • Fig. 24 is a result graph of Fig. 23. Fig.
  • FIG. 25 is a view showing a flexible stainless steel pipe according to an embodiment of the present invention formed by a curved pipe.
  • FIG. 26 is a view showing one cross section of the above-mentioned bend.
  • 27 is an experimental graph comparing bending loads according to deformation lengths of the ductile stainless steel pipe, copper pipe and aluminum pipe.
  • FIG. 28 is a view showing the structure of the absorption chiller and the refrigerant cycle according to the second embodiment of the present invention.
  • FIG. 28 is a view showing the structure of the absorption chiller and the refrigerant cycle according to the second embodiment of the present invention.
  • first, second, A, B, (a), and (b) may be used. These terms are intended to distinguish the constituent elements from other constituent elements, and the terms do not limit the nature, order or order of the constituent elements.
  • FIG. 2 is a view showing an evaporator of an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention
  • FIG. 3 is a view showing an evaporator of the absorption refrigerator according to the present invention
  • Fig. 2 is a view showing an absorber of an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention.
  • an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention will be described in detail.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention will be described on the basis of a dual efficiency absorption chiller.
  • the scope of the technical idea of the present invention is not limited to the double-effect absorption refrigerating machine. That is, various modifications and variations will be possible to those skilled in the art of absorbent chiller technology without departing from the essential characteristics of the present invention.
  • an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention includes an evaporator 10, an absorber 20, a first regenerator 30, a second regenerator 40, and a condenser 70 .
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include a secondary absorber 50 and an auxiliary regenerator 55.
  • the refrigerant used in the absorption refrigerator according to the first embodiment of the present invention may include distilled water (water), and the absorption liquid may include lithium bromide (LiBr) solution.
  • the lithium bromide solution can be largely separated into a diluent, an intermediate liquid and an agar according to the concentration.
  • the evaporator (10) and the absorber (20) can be provided in the first shell (1), which is a single shell, so that the refrigerant evaporated in the evaporator (10) can easily flow into the absorber (20).
  • the first shell (1) has a sidewall for partitioning an evaporation region where refrigerant is evaporated and an absorption region where the refrigerant is absorbed by the concentrate, and a sidewall disposed above the sidewall, the gaseous refrigerant in the evaporation region
  • a first elastic member 2 for guiding the movable member 2 to be movable to the first movable member 2 can be disposed.
  • the evaporator 10 may further include a refrigerant injector 11 for injecting refrigerant into an evaporation area.
  • a refrigerant injector 11 for injecting refrigerant into an evaporation area.
  • the cold water line 16b inside the refrigerant pipe 10, which exchanges heat with the refrigerant sprayed from the refrigerant injector 11, is called a first heat transfer pipe 61.
  • the coolant injected from the coolant injector 11 can perform heat exchange with cold water of the cold water line 16.
  • the gaseous refrigerant in the evaporator inner space can be moved to the absorption region of the absorber 20 through the first eliminator 3.
  • the inlet temperature of the cold water flowing through the cold water line 16 is 13 degrees, and the outlet temperature of the cold water becomes 8 degrees by heat exchange with the refrigerant sprayed by the refrigerant injector 11.
  • the evaporator 10 may further include a pumping passage 12 for guiding the liquid refrigerant dropped to a lower portion of the evaporation region to the refrigerant injector 11 and a refrigerant pump 13 installed in the pumping passage 12 .
  • the liquid refrigerant can flow through the pumping passage 12 and flow to the refrigerant injector 11 by the operation of the refrigerant pump 13.
  • the liquid refrigerant may be a condensed refrigerant flowing into the evaporator 10 from the condenser 70, which will be described later, through the refrigerant passage 72.
  • the refrigerant passage 72 may be connected to the pumping passage 12 to introduce condensed refrigerant into the evaporator 10 or may be connected to the evaporator 10 separately from the pumping passage 12 Condensed refrigerant may be introduced.
  • the absorber 20 may include an aerosol sprayer 21 for absorbing the gaseous refrigerant evaporated in the evaporator 10 into the absorption liquid and spraying an absorption liquid (concentrated liquid) into the absorption region.
  • the gaseous refrigerant transferred from the evaporation region to the absorption region can be absorbed by the absorption liquid (concentrated liquid) injected from the above-described liquid-jet injector 21.
  • the absorbing liquid lithium bromide solution
  • the absorbing liquid is very close to water and has a property of absorbing water vapor. Therefore, the absorption liquid absorbs the surrounding gaseous refrigerant (water vapor), thereby making it possible to make the concentration lower. That is, the absorption liquid can be formed into a liquid in the liquid by absorbing the gaseous refrigerant.
  • the absorber 20 can be provided with a cooling water line 25, which will be described later, which performs heat exchange with the absorption liquid.
  • the cooling water flowing through the cooling water line 25 may have a temperature of about 30 degrees Celsius.
  • the absorbent may have a temperature of about 40 degrees Celsius. Accordingly, the cooling water line 25 can absorb heat generated during the absorption of the gaseous refrigerant by the absorption liquid (the liquid) through heat exchange.
  • the cooling water line 25b inside the absorber which performs heat exchange with the gaseous coolant injected from the atomizing sprayer 21 and the gaseous coolant, is referred to as a second heat transfer pipe 62.
  • the first regenerator 30 is configured to receive the gaseous mixture absorbing the gaseous refrigerant from the absorber 20 and regenerate the gaseous mixture first to generate an intermediate liquid (medium liquid).
  • the first regenerator (30) can heat the diluent supplied from the absorber (20) in a heating space, and separate the refrigerant mixed with the diluent into gaseous refrigerant to make the diluent into an intermediate liquid.
  • a hot water line 25 which will be described later, is disposed in the heating space, and the diluent can be heated by exchanging heat with hot water or steam flowing through the hot water line 25.
  • the liquid refrigerant contained in the rare liquid can be separated into the gaseous refrigerant and the absorption liquid can form the intermediate liquid.
  • the hot water flowing through the hot water line 25 is approximately 95 degrees Celsius
  • the absorption liquid flowing into the rare gas injector 31 after leaving the high temperature heat exchanger 28 described later is approximately 69 degrees Celsius.
  • the first regenerator 30 may further include a diluent injector 31 for injecting an absorption liquid (diluent) into the heating space.
  • the absorbing liquid injected by the injector 31 can be understood as a diluting liquid supplied from the absorber 20.
  • the hot water line 35b in the first regenerator 30, which performs heat exchange with the diluent injected from the injector 31, is called a third heat transfer pipe 63.
  • the first regenerator 30, the condenser 70, and the auxiliary regenerator 55 are connected to the first regenerator 30 so that the gaseous refrigerant separated from the first regenerator 30 can easily flow into the condenser 70.
  • a third eliminator 34 may be disposed in the third shell 5 to guide the gaseous refrigerant separated from the heated diluent to the condenser 70.
  • the hot water line 35 can be arranged for heat exchange with the absorbent at the first regenerator 30 and the auxiliary regenerator 55. A detailed description thereof will be described later.
  • the second regenerator 40 is configured to receive the first regenerated absorption liquid (intermediate liquid) from the first regenerator 30 and generate secondary liquid to regenerate the liquid.
  • the second regenerator 40 separates the intermediate liquid supplied from the first regenerator 30 by the heat exchanged hot water or steam in the first regenerator 30 to separate the refrigerant mixed in the intermediate liquid
  • the heavy liquid can be made into the broth.
  • the second regenerator 40 may include an intermediate liquid injector 41 for injecting an absorbing liquid (intermediate liquid) supplied from the first regenerator 30.
  • the absorbing liquid (intermediate liquid) injected from the intermediate liquid injector 41 is heated by hot water or steam of the hot water line 35 passing through the first regenerator 30 and extending to the second regenerator 40 do.
  • the hot water in the hot water line 35 is about 72 degrees Celsius
  • the absorption liquid sprayed from the intermediate liquid sprayer 41 is about 60 degrees Celsius.
  • the liquid refrigerant contained in the absorption liquid is separated into the gaseous refrigerant, and the absorption liquid constitutes the liquid. Then, the separated gaseous refrigerant flows to the auxiliary absorber 50, and the concentrated liquid flows again to the aerosol ejector 21 of the absorber 20 to circulate.
  • the hot water line 35d inside the second regenerator 40 which exchanges heat with the intermediate liquid sprayed from the intermediate liquid sprayer 41, is called a fourth heat transfer pipe 64.
  • the second regenerator 40 and the auxiliary absorber 50 are so arranged that the gaseous refrigerant separated by the secondary regeneration in the second regenerator 40 can easily flow into the auxiliary absorber 50, May be provided in the second shell 3, which is one shell.
  • the absorption chiller is provided with an auxiliary absorption liquid circulating through the auxiliary absorber 50 and the auxiliary regenerator 55 separately from the main cycle of the absorption liquid circulating the absorber 20 and the first and second regenerators 30 and 40 An auxiliary cycle is formed.
  • the auxiliary absorber 50 may include an auxiliary submerged injector 51 for injecting auxiliary absorbent (auxiliary concentrate) into the absorption region of the auxiliary absorber 50.
  • the auxiliary concentrate injected from the auxiliary concentrate injector 51 may be a diluent (auxiliary diluent) by absorbing the gaseous refrigerant flowing through the second elec- tener 4 from the second regenerator 40 described above.
  • the auxiliary absorber (50) may be arranged with a cooling water line (25) for performing heat exchange with the auxiliary auxiliary liquid.
  • the cooling water line 25 at this time is formed by extending the cooling water line 25 through the heat exchanged in the absorber 20 to the auxiliary absorber 50.
  • the cooling water flowing through the cooling water line 25 may have a temperature of about 34 degrees Celsius
  • the auxiliary absorption liquid may have a temperature of about 42 degrees Celsius. Accordingly, the heat generated during the absorption of the gaseous refrigerant introduced from the second regenerator 40 by the absorption liquid can be absorbed by the cooling water line 25 through heat exchange.
  • the auxiliary absorbent liquid (diluent) which has become the diluted liquid by absorbing the gaseous refrigerant introduced from the second regenerator 40 can be introduced into the auxiliary regenerator 55.
  • the cooling water line 25d inside the auxiliary absorber 50 which performs heat exchange, is referred to as a fifth heat transfer pipe 65.
  • the condenser 50 provides a space through which the gaseous refrigerant separated during the formation of the intermediate liquid in the first regenerator 30 flows into the third regenerator 30 through the third eliminator 34, Can be condensed through heat exchange with line 25.
  • the cooling water line 25 at this time is formed by extending the cooling water line subjected to the heat exchange in the auxiliary absorber 50 to the condenser 70.
  • the temperature of the cooling water flowing through the cooling water line 25 is about 35 degrees Celsius.
  • the temperature of the liquid refrigerant in which the gaseous refrigerant and the cooling water line 25 are heat-exchanged and condensed is about 39 degrees.
  • the condenser 50 may include a refrigerant passage 72 for flowing the condensed refrigerant to the evaporator 10. Accordingly, the liquid refrigerant is introduced into the evaporator 10 by the refrigerant passage 72, and is sprayed through the refrigerant injector 11 to circulate the refrigerant.
  • the cooling water line 25f inside the condenser 70 which performs heat exchange with the gaseous refrigerant generated from the first regenerator 30, is referred to as a sixth heat transfer pipe 66.
  • the auxiliary regenerator 55 is configured to receive the auxiliary diluent that has absorbed the gaseous refrigerant from the auxiliary absorber 50, and to regenerate the auxiliary diluent to generate auxiliary diluent.
  • the auxiliary regenerator 55 heats the auxiliary diluent supplied from the auxiliary absorber 50 through heat exchange with the hot water line 35 to be described later and separates the refrigerant mixed with the diluent into the gaseous refrigerant, .
  • the auxiliary regenerator 55 is provided with a hot water line 25 which will be described later, and the auxiliary sacrifice can be heated by exchanging heat with hot water or steam flowing in the hot water line 25.
  • the hot water flowing in the hot water line 25 is about 64 degrees C
  • the auxiliary absorbent liquid leaving the auxiliary heat exchanger 28, which will be described later flows into the auxiliary diluent injector 31 at about 50 degrees Celsius.
  • the liquid refrigerant contained in the diluted liquid can be separated into the gaseous refrigerant, and the auxiliary absorbent liquid can form the concentrated liquid.
  • the gaseous refrigerant separated from the auxiliary diluent may be introduced into the condenser 70 through the third eliminator 34.
  • the auxiliary regenerator 55 may further include an auxiliary rare gas injector 54 for injecting auxiliary absorbent (auxiliary diluent) into the heating space.
  • auxiliary absorption liquid injected by the auxiliary injection injector (54) can be understood as auxiliary auxiliary liquid supplied from the auxiliary absorber (50).
  • the hot water line 25 inside the auxiliary regenerator 55 can be understood to be formed by extending the hot water line 25 that has undergone heat exchange from the second regenerator 40 to the auxiliary regenerator 55.
  • the hot water line 35f in the auxiliary regenerator 55 that performs heat exchange with the auxiliary sacrifice injected from the auxiliary injection injector 54 is referred to as a seventh heat transfer pipe 67.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include a cold water line 16.
  • the cold water line 16 is a line through which cold water flows in the absorption type chiller.
  • the cold water line 16 includes a first cold water line 16a into which cold water is introduced from the outside, a second cold water line 16b extending from the outlet side of the first cold water line 16a and disposed inside the evaporator 10, And a third cold water line 16c that extends from the outlet side of the second cold / hot water line 16b and discharges cold water that has been heat-exchanged to the outside.
  • the cold water may be a waste heat source supplied from a waste heat source such as a sewer, and the waste heat of the waste heat source may be recovered as a refrigerant in a cold water line of the evaporator 10.
  • the cold water is about 13 degrees in the first cold water line 16a, and can be cooled to about 8 degrees in the third cold water line 16c after heat exchange.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include a dilution line 22, an intermediate liquid line 32, and a dilution line 42.
  • the sifting line 22 may extend from the absorber 20 to the first regenerator 30 to guide the sifting liquid inside the absorber 20 to the first regenerator 30.
  • the intermediate liquid line 32 extends from the first regenerator 30 to the second regenerator 40 so that the intermediate liquid first regenerated from the first regenerator 30 flows into the second regenerator 40, As shown in Fig.
  • the concentrate line 42 may extend from the second regenerator 40 to the absorber 20 to guide the ascorbic acid 20 into the second regenerator 40.
  • the dilution line 22 may include a dilution pump 23 and a first valve 24 for regulating the amount of the diluent flowing into the first regenerator 30 from the absorber 20.
  • the intermediate liquid line 32 may include an intermediate liquid pump 33 and a second valve 34 for regulating the amount of intermediate liquid flowing from the first regenerator 30 to the second regenerator 30 .
  • the line of agitation 42 may include a third pump 44 and a third pump 43 for regulating the amount of the liquid that is drawn into the absorber 20 from the second regenerator 40.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include an auxiliary dilution line 52, an auxiliary dilution line 56 and an auxiliary heat exchanger 58.
  • the auxiliary dilution line 52 may extend from the auxiliary absorber 50 to the auxiliary regenerator 55 to guide the auxiliary diluent inside the auxiliary absorber 50 to flow to the auxiliary regenerator 55.
  • the auxiliary denitrification line 56 may extend from the auxiliary regenerator 55 to the auxiliary absorber 50 to guide the subsurface of the auxiliary regenerator 55 into the auxiliary absorber 50.
  • the auxiliary heat exchanger 52 is disposed in the auxiliary dilution line 52 and is disposed so as to penetrate the auxiliary dilution line 56 so that the dilution liquid flowing through the auxiliary dilution line 52 and the auxiliary dilution line 56, Is a means for achieving heat exchange.
  • the auxiliary heat exchanger 52 may include a plate heat exchanger.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include the cooling water line 25 as described above.
  • the cooling water line 25 includes a first cooling water line 25a for guiding the cooling water from the outside into the absorber 20, a second cooling water line 25b connected to the first cooling water line 25a and disposed inside the absorber 20 A second cooling water line 25b for absorbing the heat generated by the absorption of the gaseous refrigerant by the liquid introduced into the absorber 20 and a second cooling water line 25b extending from the second cooling water line 25b to the auxiliary absorber 50 A third cooling water line 25c connected to the third cooling water line 25c and disposed inside the auxiliary absorber 50 for heat exchange with the gaseous refrigerant in the auxiliary absorber 50, A fifth cooling water line 25e extending from the fourth cooling water line 25d to the condenser 70 and a second cooling water line 25c connected to the fifth cooling water line 25e, And a sixth cooling water line (2) for heat exchange with the gaseous refrigerant in the condenser (70) And a seventh cooling water line 25g connected to the sixth cooling water line 25f and discharging
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include a hot water line 35 as described above.
  • the hot water line 35 is configured to heat the absorbing liquid in the first regenerator 30, the second regenerator 40 and the auxiliary regenerator 55 and uses hot water or steam as a heat source.
  • the hot water line 35 includes a first hot water line 35a for guiding hot water or steam from the outside into the first regenerator 30 and a second hot water line 35b connected to the first hot water line 35a, A second hot water line 35b disposed inside the first regenerator 30 for separating the gaseous refrigerant through heat exchange with the enriched liquid flowing into the first regenerator 30, An intermediate liquid sprayed from the intermediate liquid sprayer 41 and a third hot water line 35c connected to the third hot water line 35c and disposed in the second regenerator 40.
  • the third hot water line 35c extends to the intermediate liquid sprayer 40, A fifth hot water line 35e extending from the fourth hot water line 35d to the auxiliary regenerator 55 and a second hot water line 35e extending from the fourth hot water line 35d to the auxiliary regenerator 55
  • the auxiliary refrigerant injected into the auxiliary regenerator 55 exchanges heat with the gaseous refrigerant It is connected to the sixth water line (35f), and said sixth water line (35f) which Li may include a first line 7 warm water (35g) for discharging the hot water or steam to the outside.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention may further include a low temperature heat exchanger 27 and a high temperature heat exchanger 28.
  • the low temperature heat exchanger 27 is disposed in the dilution line 22 and is disposed so as to penetrate the dilution line 22 so that the dilution liquid flowing through the dilution line 22 and the dilution liquid flowing through the dilution line 42 Heat exchange means.
  • the high temperature heat exchanger 28 is disposed in the intermediate liquid line 32 and is disposed so as to penetrate the rare gas line 22 so that the heat exchanged from the low temperature heat exchanger flowing through the rare gas line 22 and the intermediate liquid
  • the stop solution flowing through line 32 is the means by which heat is exchanged.
  • the liquid refrigerant is injected from the refrigerant injector 11 disposed in the evaporator 10.
  • the liquid refrigerant injected from the refrigerant injector 11 and the cold water flowing through the second cold water line 16b are heat exchanged and the cold water is cooled and discharged through the third cold water pipe 16c, And becomes a gaseous refrigerant.
  • the evaporated gaseous refrigerant is transferred to the absorber (20) through the first eliminator (2).
  • the liquid When the gaseous refrigerant flows into the absorber 20, the liquid is sprayed from the absorber injector 21 of the absorber 20, and the liquid absorbs gaseous refrigerant to change into a diluted state.
  • the heat generated during the process in which the liquid absorbs the gaseous refrigerant can be absorbed by the cooling water flowing through the second cooling water line 25b.
  • the diluent which absorbs the gaseous refrigerant in the absorber 20 can be introduced into the first regenerator 30 through the low temperature heat exchanger 27 and the high temperature heat exchanger 28 via the dilution line 22 .
  • the rare gas is heated by the hot water or steam flowing through the second hot water line (35b) to change into a medium liquid, and the gaseous refrigerant separated from the rare gas can flow to the condenser have.
  • the intermediate liquid of the first regenerator 30 may flow to the intermediate liquid line 32 and may flow into the second regenerator 40 via the high temperature heat exchanger 28.
  • the second regenerator (40) heat exchange may occur between hot water or steam flowing in the intermediate liquid flowing into the fourth hot water line (35d).
  • the intermediate liquid is secondarily regenerated and converted to the liquid, where the separated gaseous refrigerant can be introduced into the secondary absorber (50).
  • gaseous refrigerant generated during the secondary regeneration of the intermediate liquid may flow into the auxiliary absorber 50 through the second eliminator 4.
  • gaseous refrigerant generated in the first regenerator (30) may be introduced into the condenser (70) through the third eliminator (34).
  • the concentrated liquid changed in the second regenerator 40 can be introduced into the above-mentioned liquid jet 21 of the absorber 20 via the low-temperature heat exchanger 27 through the above-mentioned liquid line 42.
  • the gaseous refrigerant from the first regenerator 10 and the gaseous refrigerant from the auxiliary regenerator 55 introduced through the third eliminator 6 in the condenser 70 can be condensed.
  • the gaseous refrigerant flowing into the condenser 50 is exchanged with the cooling water flowing through the sixth cooling water line 25f disposed in the condenser 50 to condense the gaseous refrigerant into liquid refrigerant, 7 cooling water line 25g.
  • the liquid refrigerant condensed in the condenser 50 may be introduced into the evaporator 10 through the refrigerant passage 72.
  • the gaseous refrigerant separated from the second regenerator 40 flows into the auxiliary absorber 50 through the second eliminator 4, and is supplied to the auxiliary absorber 50, Absorbs the gaseous refrigerant and changes into the auxiliary dilution state.
  • the heat generated during the process of absorbing the gaseous refrigerant by the auxiliary concentrate can be absorbed by the cooling water flowing through the fourth cooling water line 25d.
  • the auxiliary regenerator 55 the auxiliary diluent is heated by hot water or steam flowing in the sixth hot water line 35f to be changed into auxiliary auxiliary liquid.
  • the auxiliary auxiliary liquid is supplied to the auxiliary absorber 50).
  • the gaseous refrigerant generated as the auxiliary rare gas is heated flows into the condenser 70 through the second eliminator 34.
  • the heat transfer tubes 61, 62, 63, 64, 65, 66, 67 are provided at least in the evaporator 10, the absorbers 20, 50, the regenerators 30, 40, 55 and the condenser 70 Can be located in any one of them.
  • the second hot water line 25f and the sixth hot water line 35f correspond to the first to seventh heat transfer tubes 61, 62, 63, 64, 65, 66, 67 of the absorption chiller.
  • the heat conductive pipe 60 will be described.
  • the number of the heat conductive pipes 60 is not limited to the number of the heat conductive pipes disclosed in the embodiments of the present invention.
  • the first heat transfer pipe 61 refers to the second cold water line 16b
  • the second heat transfer pipe 62 refers to the second cooling water line 25b
  • the third heat transfer pipe 63 refers to the second heat transfer pipe 2 hot water line 35b
  • the fourth heat conductive pipe 64 mean the fourth hot water line 35d
  • the fifth heat conductive pipe 65 means the fourth cooling water line 25d
  • the sixth heat conductive pipe 66 Means the sixth cooling water line 25f and the seventh heat pipe 67 means the sixth hot water line 35f.
  • the heat transfer pipe is provided in at least one of the cold water line 16, the cooling water line 25, and the hot water line 35.
  • the second heat transfer pipe, the fifth heat transfer pipe (65), and the sixth heat transfer pipe (66) may constitute at least one part of the cold water line (16) 25). ≪ / RTI > Likewise, the third heat transfer pipe 64, the fourth heat transfer pipe 64 and the seventh heat transfer pipe 67 may constitute at least some part of the hot water line 35.
  • the ductile stainless steel pipe to be described later may be composed of at least one of the first to seventh heat conductive pipes.
  • FIG. 4 is a view showing a shape of a heat transfer pipe of an absorption chiller according to a first embodiment of the present invention
  • FIG. 5 is a cross-sectional view of the heat transfer pipe of FIG.
  • the heat transfer tubes 60 of the present invention shown in Figs. 4 and 5 are made of a ductile stainless steel to be described later.
  • the heat transfer tube 60 may include a plurality of fins 108 protruding from an outer circumferential surface.
  • the heat transfer pipe may be hollow.
  • the heat transfer pipe (60) has a long weld joint (105). Since the heat transfer pipe 60 can be welded by rolling the stainless steel plate into a hollow cylindrical shape, the welded joint 105 can be formed long in the longitudinal direction of the heat transfer pipe.
  • the heat transfer pipe 60 may be formed by protruding inwardly a ridge 106 continuous in a spiral shape around the inner periphery.
  • the plurality of fins 108 may be integrally formed on the outer surface of the heat transfer tube 60.
  • the ridge 106 may be formed in a spiral shape inside the heat transfer pipe 60 and the ridge 106 and the groove 107 may be alternately arranged in the longitudinal direction of the heat transfer pipe 60.
  • the heat transfer pipe 60 can increase the inner heat transfer area of the heat transfer pipe 60 by the ridge 106 and the groove 107.
  • the ridge 106 and the groove 107 according to the embodiment of the present invention are defined with reference to the inside of the heat transfer tube 60.
  • the heat transfer pipe 60 may have a ridge 106 and a groove 107 formed alternately in the longitudinal direction on the inner surface thereof, and the outer groove and the outer ridge may be formed alternately in the longitudinal direction on the outer surface.
  • the plurality of fins 108 may protrude from the outer surface of the heat transfer pipe 60 to increase the outer heat transfer area of the heat transfer pipe 60.
  • the heat transfer performance of the heat transfer pipe 60 may vary depending on the height Hf of the fin 108 and the height Hr of the ridge 106.
  • the height Hr of the ridge 106 is an important factor affecting the heat transfer performance, and the ridge 106 can improve the heat transfer performance as compared with the heat transfer tube where no ridge is formed. Of course, it is preferable to have a height Hr at which the durability of the heat transfer tube 60 can be secured at the same time. For example, when the height Hr of the ridge 106 is too low, the heat transfer pipe 60 may not have an effect of improving the heat transfer performance. When the height Hr of the ridge 106 is too high, The tearing phenomenon may be caused by the formation of the tapered portion 106.
  • the height Hr of the ridge 106 may be different depending on the maximum inner radius Max Ri and the maximum outer radius Max Ro of the heat transfer tubes 60 in which the fins 108 and the ridges 106 are formed.
  • the maximum inner radius Max Ri may be the largest radius of the inner diameter of the heat transfer tube from the central axis O of the heat transfer tube 60.
  • the maximum outer radius Max Ro may be the largest radius of the outer radius from the central axis O to the end 108 of the pin 108.
  • the heat transfer pipe 60 of the absorption chiller according to the embodiment of the present invention may have a maximum outer diameter of 10 mm to 20 mm.
  • the height Hr of the ridge 106 may be less than 0.084 times the maximum inner radius Max Ri at which the fins 108 and the ridges 106 are formed.
  • the height Hr of the ridge 106 may be greater than 0.031 times the maximum outer radius Max Ro formed by the fins 108 and the ridges 106.
  • the height of the ridges 106 of the heat transfer pipe may be 0.3 mm to 0.5 mm.
  • the total heat transfer coefficient in the case where the ridges 106 are formed in the heat transfer pipe is higher than the overall heat transfer coefficient in the case where the ridges 106 are not formed and the total heat transfer coefficient in the case where the height of the ridges 106 Hr), the overall heat transfer coefficient is higher. Accordingly, as the ridge 106 is formed, the overall heat transfer coefficient is improved, and as the height of the ridge 106 is increased, the heat transfer coefficient of the heat transfer pipe 60 formed of the flexible stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention increases, Is expected to be improved.
  • FIG. 6 is a flowchart illustrating a manufacturing method of a heat transfer pipe formed of soft stainless steel in FIG. 4, and FIG. 7 is a process drawing illustrating a heat transfer pipe process manufactured by the manufacturing method of FIG.
  • the method of manufacturing the heat transfer pipe having the lattice 106 in FIG. 4 includes the tube making step S11, the finishing step S12, and the machining step S13 .
  • the tubing step S11 is performed by joining both side ends of the soft stainless steel plate together with the flexible stainless steel plate according to the embodiment of the present invention, Thereby forming a tube.
  • the flexible stainless steel plate may be welded at its ends while being dried, and may be passed through a pair of pressure rollers 101 and 102 So that the end portion can be pressed to form a hollow cylindrical shape.
  • the heat transfer pipe 60 made of the ductile stainless steel shown in FIG. 7 (a) may have a long weld joint 5 in its longitudinal direction and may be moved for finishing.
  • the fin machining step S12 may be performed after the drilling step S11.
  • the fin forming step S12 is a step of forming a plurality of fins 108 on the outer circumferential surface of the heat transfer tube with the first disks 111 and 112.
  • the first disks 111 and 112 may be provided with concave and convex portions 114 and concave and convex portions 114 may be formed on the outer circumferential surface of the heat transfer tube formed in the tube making step S11
  • the pin 108 can be formed.
  • the fin forming step S2 may form the fin 108 with the concave and convex portions 114 while passing the heat transfer tube between the pair of first disks 111 and 112 of the first disk.
  • a portion of the heat transfer pipe where the pin 108 is not formed may occur, which is called a rough portion of the heat transfer pipe 60.
  • the unprocessed portion may be formed a predetermined distance in the longitudinal direction from one end of the heat transfer tube 60.
  • the green portion may be formed to about 10 cm.
  • the machining step S13 may be performed after the fin machining step S12.
  • the processing step S13 is performed by pressing the ridges 106, which are spirally continuous on the inner circumferential surface of the heat transfer tube, from the outside of the heat transfer tube where the fins 108 are formed to the second disks 121, In a step of protruding and forming a protrusion.
  • the processing step S13 may form the ridges 106 while passing through the heat transfer tubes formed with the fins 108 between the plurality of the first disks 121, 122 and 123 of the second disk.
  • the height Hr of the ridge 106 formed by the machining step S13 exceeds 0.031 times the maximum outer radius Max Ro of the heat transfer tube in which the fins 108 and the ridges 106 are formed,
  • the maximum inner radius (Max Ri) of the heat transfer pipe formed with the ridges 106 may be less than 0.084 times.
  • machining step S13 unlike the above-described machining method, a machining process of inserting a ball-shaped machining tool capable of forming the ridges 106 and the grooves 107 into the heat transfer tube on which the fins 108 are formed It is possible.
  • the soft stainless steel according to the embodiment of the present invention has a hardness lower than that of the conventional stainless steel according to the properties to be described later, it is advantageous to insert the ball machining tool into the machining.
  • a copper pipe or a general stainless steel pipe is used as a conventional heat transfer pipe.
  • a problem arises due to high cost, low corrosion resistance and abrasion resistance, and in the case of using the general stainless steel pipe as a heat transfer pipe, difficulty in expanding for connection with other pipes such as water pipes , Low workability and bending properties, and low design freedom.
  • the heat transfer pipe is required to have lower cost, lower yield strength and maximum permissible stress, higher corrosion resistance and abrasion resistance, and lower strength and hardness than conventional stainless steel pipes, Should be improved.
  • first to seventh heat transfer pipes (61, 62, 63, 64, 65, 66, 67) are formed of the flexible stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention.
  • High corrosion resistance and durability, and at the same time, the strength and hardness are lower than those of conventional stainless steel pipes (STS 400 series, etc.), so that the workability is excellent, and ease of installation and convenience can be improved.
  • the heat transfer pipe in which the soft stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention is used is also applicable to the first type absorption absorption refrigerator.
  • Fig. 8 is a microstructure photograph of a stainless steel having 99% of an austenite base structure and 1% or less of a delta ferrite structure
  • Fig. 9 is a photograph of a microstructure of a stainless steel having only an austenite base structure.
  • the stainless steel according to an embodiment of the present invention includes carbon (C) and chromium (Cr). Carbon reacts with chromium to precipitate into chromium carbide, which causes depletion of chromium at or near the grain boundary, causing corrosion. Therefore, it is preferable that the content of carbon is kept small.
  • Carbon is an element that acts to increase creep strength when combined with other elements. If the content of carbon exceeds 0.03%, it causes a deterioration in ductility. Therefore, in the present invention, the content of carbon is set to 0.03% or less.
  • the austenite structure has a lower yield strength than the ferrite structure or martensite structure. Therefore, in order for the ductile stainless steel of the present invention to have a flexural (or flexural) degree similar or equal to that of copper, the base structure of stainless steel is preferably made of austenite.
  • silicon is an element forming ferrite
  • the proportion of ferrite in the matrix increases and the stability of ferrite increases. While it is desirable that the content of silicon be kept as low as possible, it is impossible to completely block the introduction of silicon into the impurities during the manufacturing process.
  • the content of silicon contained in the stainless steel according to the embodiment of the present invention is set to 1.7% or less.
  • Manganese acts to inhibit phase transformation of the matrix structure of stainless steel into a martensitic system and to stabilize the austenite zone by expanding it. If the content of manganese is less than 1.5%, the effect of inhibiting the phase transformation by manganese does not sufficiently appear. Therefore, in order to sufficiently obtain the effect of suppressing the phase transformation by manganese, the lower limit of manganese content is set to 1.5%.
  • the content of manganese is set at 3.5%.
  • Manganese is an element that improves the corrosion resistance of stainless steel.
  • Corrosion initiation refers to the first occurrence of corrosion in the absence of corrosion in the base material, and corrosion initiation resistance refers to the property of inhibiting the first occurrence of corrosion on the base material. This can be interpreted in the same sense as the corrosion resistance.
  • the lower limit of the content of chromium is set to 15.0%.
  • the upper limit of chromium content is set at 18.0%.
  • Nickel has the property of improving the corrosion growth resistance of stainless steel and stabilizing the austenite structure.
  • Corrosive growth means that the corrosion that has already occurred in the base material spreads over a wide range, and the corrosion growth resistance means a property of suppressing the growth of corrosion.
  • the stainless steel does not have sufficient corrosion growth resistance, so that the lower limit content of nickel of the present invention is set to 7.0%.
  • the upper limit content of nickel in the present invention is set to 9.0%.
  • Copper inhibits the transformation of the base structure of the stainless steel into martensite structure, thereby enhancing the ductility of the stainless steel. If the content of copper is less than 1.0%, the effect of suppressing the phase transformation by copper is not sufficiently exhibited. Therefore, in the present invention, in order to sufficiently attain the effect of inhibiting the phase transformation by copper, the lower limit of the content of copper is set to 1.0%.
  • the content of copper should be 1.0% or more.
  • the upper limit of the content of copper is set to 4.0% so that the effect of suppressing the phase transformation of copper is maintained below the saturation level and economic efficiency is secured.
  • Molybdenum Mo, molybdenum: not more than 0.03%
  • a stainless steel When a stainless steel is classified on the side of a metal structure (or a base structure), it is classified into austenite type stainless steel containing chromium (18%) and nickel (8%) as a main component and ferrite comprising chromium (18% Ferrite type stainless steel, and martensite type stainless steel containing chromium (8%) as a main component.
  • the ductile stainless steel of the present invention is preferably an austenitic stainless steel.
  • the austenite structure has lower yield strength and hardness than ferrite structure or martensite structure. Further, when the crystal size is grown under the same conditions, the average grain size of the austenite is the largest, which is advantageous for increasing the ductility.
  • the base structure of the stainless steel is composed only of an austenite structure.
  • austenite since it is very difficult to control the base structure of stainless steel by austenite only, it is bound to include other base structures.
  • delta ferrite delta ferrite
  • stainless steel has an austenite base structure of 90% or more, preferably 99% or more, and a delta ferrite base structure of 1% or less based on the grain size area. Accordingly, one of the methods for increasing the ductility of stainless steels is to reduce the amount of delta ferrite contained in austenitic stainless steels.
  • the soft stainless steel according to the embodiment of the present invention has a delta ferrite base structure of 1% or less, the fact that the delta ferrite is locally distributed at specific grains rather than being uniformly distributed throughout the crystal grains, Do.
  • Fig. 8 is a microstructure photograph of a stainless steel having 99% of an austenite base structure and 1% or less of a delta ferrite structure
  • Fig. 9 is a photograph of a microstructure of a stainless steel having only an austenite base structure.
  • the stainless steel of FIG. 8 and the stainless steel of FIG. 9 have an average particle size corresponding to particle size numbers 5.0 to 7.0.
  • the average particle size is described below again.
  • Table 1 below is a graph comparing the mechanical properties of the stainless steel (material 1) in Fig. 8 and the stainless steel (material 2) in Fig.
  • material 2 has lower physical properties in strength and hardness than material 1. Further, it can be seen that the material 2 has a higher elongation than the material 1. From this, it can be said that, in order to lower the strength and hardness of the stainless steel, it is ideal that the stainless steel is composed of only the austenite base structure. However, since it is difficult to completely remove the delta ferrite base structure, it is desirable to minimize the proportion of the delta ferrite base structure.
  • the material of the ductile stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention can be understood as a stainless steel having a delta ferrite base structure of 1% or less.
  • the delta ferrite structure when the delta ferrite structure is densely distributed in a specific crystal grain rather than being uniformly distributed, it is more effective in softening the stainless steel.
  • the large grain 201 represents an austenitic matrix structure
  • the small grain 202 in the form of black spots represents a delta ferrite matrix structure.
  • the average grain size of the stainless steel may be determined according to the composition and / or the heat treatment conditions.
  • the average particle size of the stainless steel influences the strength and hardness of the stainless steel. For example, the smaller the average particle size, the greater the strength and hardness of the stainless steel, and the larger the average particle size, the smaller the strength and hardness of the stainless steel.
  • the ductile stainless steel according to the embodiment of the present invention has characteristics of low strength and hardness as compared with conventional stainless steel in addition to good bending property by controlling the content of copper and the particle size area of delta ferrite, It has higher characteristics than hardness.
  • the average grain size of the stainless steel is limited to 30 to 60 mu m.
  • the average grain size of a typical austenite structure is less than 30 ⁇ ⁇ . Therefore, the average particle size should be increased to 30 ⁇ or more through the manufacturing process and the heat treatment.
  • the average particle size of 30 to 60 ⁇ m corresponds to a grain size number of 5.0 to 7.0.
  • an average particle size smaller than 30 ⁇ m corresponds to an ASTM particle size number of 7.5 or greater.
  • the average particle size of the stainless steel is smaller than 30 ⁇ m or the particle size number is larger than 7.0, it does not have the characteristics of low strength and low hardness required in the present invention.
  • the average particle size (or particle size number) of stainless steels is a key factor determining low strength and low hardness properties of stainless steels.
  • the stainless steels of Comparative Examples 2 to 5 have an excessively large strength and hardness as compared with the copper pipe, so that the workability is poor even if the corrosion of copper and the pressure resistance are solved.
  • the stainless steel according to the embodiment of the present invention has higher strength and hardness than conventional copper pipes and has lower strength and hardness than the stainless steels of Comparative Examples 2 to 5, so that corrosion resistance and pressure resistance It is suitable to be used as high-pressure new refrigerant piping such as R32.
  • the ductile stainless steel defined in the present invention means stainless steel having 99% of austenite and 1% or less of delta ferrite, the constituent elements as described above being contained in a predetermined ratio .
  • FIG. 10 is a view showing an outer diameter (a) and an inner diameter (b) of the heat transfer tube according to the first embodiment of the present invention.
  • the thickness t will be an absolute value of the difference between the outer diameter a and the inner diameter b.
  • the thermal conductivity coefficient of the conventional copper pipe is superior to that of the stainless steel material pipe. Therefore, it is problematic to secure the heat transfer performance of the heat transfer pipe using the soft stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention to the minimum copper pipe level.
  • the heat transfer pipe using the ductile stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention can improve the heat transfer performance by reducing the thickness t of the pipe or raising the supply pressure of hot water or steam.
  • the thermal conductivity is inversely proportional to the thickness t of the transfer plate, the lower the thickness t, the better the thermal conductivity.
  • corrosion resistance, abrasion resistance, yield strength and maximum allowable stress are significantly lower than those of the ductile stainless steel pipe. Therefore, the minimum thickness for the expanding operation is much larger than that of the flexible stainless steel pipe at the same time as withstanding the internal pressure.
  • the heat transfer pipe using the ductile stainless steel pipe is superior in strength, maximum yield stress, corrosion resistance, abrasion resistance, and the like, compared to the case of using a conventional copper pipe, have. Therefore, the heat transfer performance of the heat transfer pipe using the soft stainless steel pipe can be equal or superior to that of the conventional pipe.
  • the thickness of the ductile stainless steel pipe may be determined according to the following equation.
  • the following formulas are calculated based on ASME B31.1, which provides codes for the piping standards and guidelines, and the KGS Code, which categorizes the technical specifications of the facilities, technologies and inspections specified by gas related laws and regulations.
  • Textra is the allowable thickness due to corrosion and threading.
  • the Textra is determined to be 0.2 when the material of the pipe is made of copper, aluminum or stainless steel.
  • 0.8 is a constant to which the correction coefficient (y) is applied.
  • the welding joint efficiency coefficient is calculated as 1, so that it is not shown in Equation (1).
  • the outer diameter of the ductile stainless steel pipe used for the heat transfer pipe is a, and its inner diameter can be defined as b.
  • Equation (1) it can be seen that the minimum thickness of the pipe is proportional to the outer diameter of the pipe and inversely proportional to the allowable stress.
  • the permissible stress means the maximum value of the stress (deformation force) allowed to exert the weight, which is considered to be tolerable without deformation or breakage of the pipe when an external force is applied to the pipe, by dividing the reference strength by the safety factor.
  • the allowable stress standard of the ductile stainless steel pipe is ASME SEC.
  • VIII Div. 1 the permissible stress S can be set to a value obtained by dividing the tensile strength of the pipe by 3.5 or a value obtained by dividing the yield strength of the pipe by 1.5.
  • the permissible stress is a value that varies depending on the material of the pipe.
  • VIII Div. 1 can be determined to be 93.3 Mpa.
  • stainless steel When the same stress is applied to the pipe, stainless steel may have a larger stress margin than copper (copper), so that the degree of design freedom of the pipe can be increased
  • the outer diameter of the heat transfer pipe using the ductile stainless steel pipe in the embodiment of the present invention is the same as that of the conventional copper pipe.
  • Table 3 below shows data on the outer diameter, the thickness, and the temperature of the tube of the conventional heat pipe using the copper pipe.
  • the thickness of the heat transfer pipe using the conventional copper pipe has a value of 0.5 mm to 1.15 mm in consideration of the allowable thickness required for the expansion work in addition to the minimum thickness setting standard (ASME B31.1).
  • ASME B31.1 the minimum thickness setting standard
  • the design pressure can be determined corresponding to the maximum operating pressure of the cycle.
  • the design pressure (P) setting criterion is set to a larger value, which is 1.1 times the maximum operating pressure plus 1.8 (kgf / cm ⁇ 2) to the maximum operating pressure.
  • the design pressure P value for calculating the minimum thickness tm of the heat transfer pipe constituted by the flexible stainless steel pipe is set to 0.98 (MPa) or more and 1.5 (MPa) or less.
  • the design pressure P is the minimum and maximum values conservatively applied to the design pressure setting criteria described above.
  • the allowable stress (S) is determined by ASME SEC. VIII Div. 1 is 93.3 MPa, and the design pressure (P) is determined as 0.98 (MPa) ⁇ 1.5 (MPa).
  • the minimum thickness of the pipe calculated according to the outer diameter of the pipe by applying the determined allowable stress (S) and the design pressure (P) to Equation (1) can be confirmed by the following Table 4.
  • Table 4 shows the minimum thickness of ductile stainless steel pipe derived from ASME B31.1 and the minimum thickness of ductile stainless steel pipe derived from JIS B 8607.
  • JIS B 8607 JIS B 8607 is the reference code for piping used in Japan. Therefore, unlike ASME B31.1, the minimum thickness is not considered in ASME B31.1 Small.
  • the textra value can be set to 0.2 (mm) for copper, copper alloy, aluminum, aluminum alloy or stainless steel.
  • the first heat transfer pipe (61) disposed inside the evaporator (10) has a minimum design pressure of 0.98 MPa Can have a thickness of at least 0.266 mm and can have a thickness of at least 0.301 mm at maximum design pressure (1.5 MPa).
  • the first heat transfer pipe 61 may have a thickness of at least 0.283 mm at the minimum design pressure (0.98 MPa) and a minimum thickness of at least 0.327 mm at the maximum design pressure (1.5 MPa) when the outer diameter is 16 mm. (Based on ASME B31.1)
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the first heat transfer pipe 61 can have a value of 12.434 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 12.7 mm, and a value of 12.399 mm or less at the maximum design pressure have. And, when the outer diameter is 16mm, it can be less than 15.717mm at the minimum design pressure, and it can be less than 15.673mm at the maximum design pressure.
  • the second heat transfer pipe 62 disposed inside the absorber 20 can have a thickness of at least 0.283 mm at the minimum design pressure (0.98 MPa) when the outer diameter is 16 mm, and at the maximum design pressure (1.5 MPa) And may have a thickness of at least 0.327 mm.
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the second heat transfer pipe 62 can have a value of 15.717 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 16 mm, and a value of 15.673 mm or less at the maximum design pressure .
  • the third heat transfer pipe 63 disposed inside the first regenerator 30 can have a thickness of at least 0.283 mm at the minimum design pressure (0.98 MPa) when the outer diameter is 16 mm and the maximum design pressure (1.5 MPa ) Of at least 0.327 mm. (Based on ASME B31.1)
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the third heat transfer pipe 63 can have a value of 15.717 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 16 mm, and a value of 15.673 mm or less at the maximum design pressure .
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the fourth heat transfer pipe 64 can have a value of 18.751 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 19.05 mm, and a value of 18.098 mm or less at the maximum design pressure have.
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the sixth heat transfer pipe 66 may have a value of 18.751 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 19.05 mm and a value of 18.098 mm or less at the maximum design pressure have.
  • the absorption chiller according to the first embodiment of the present invention includes an auxiliary regenerator 55 and a secondary absorber 50.
  • the fifth heat transfer pipe (65) disposed in the auxiliary absorber (50) may be the same as the outer diameter of the heat transfer pipe arranged in the absorber (20) as a pipe through which the cooling water flows. Therefore, the fifth heat transfer pipe (65) can have a thickness of at least 0.299 mm at the minimum design pressure (0.98 MPa) when the outer diameter is 19.05 mm, and at least 0.352 mm at the maximum design pressure . (Based on ASME B31.1)
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the fifth heat transfer pipe 65 can have a value of 18.751 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 19.05 mm and a value of 18.098 mm or less at the maximum design pressure have.
  • the seventh heat transfer pipe 67 disposed in the auxiliary regenerator 55 may be the same as the outer diameter of the second (low temperature) regenerator 40 as the pipe through which hot water flows. Therefore, the seventh heat conductive pipe 67 can have a thickness of at least 0.299 mm at the minimum design pressure (0.98 MPa) when the outer diameter is 19.05 mm, and a thickness of at least 0.352 mm at the maximum design pressure (1.5 MPa) Lt; / RTI > (Based on ASME B31.1)
  • the inner diameter (outer diameter-thickness) of the seventh heat transfer pipe 67 can have a value of 18.751 mm or less at the minimum design pressure when the outer diameter is 19.05 mm and a value of 18.098 mm or less at the maximum design pressure have.
  • the suction piping and the discharge piping are formed of soft stainless steel pipes as in the embodiment of the present invention
  • the permissible stress of the stainless steel is larger than the allowable stress of copper, Can be reduced. That is, by using a ductile stainless steel pipe having a relatively high strength or hardness, the allowable stress can be increased, thereby realizing reduction in thickness at the same pipe outer diameter.
  • the flexible stainless steel pipe according to the present embodiment can be designed to have an inner diameter larger even if it is designed to have the same outer diameter as the conventional copper pipe, so that the flow resistance of the fluid flowing in the pipe can be reduced. According to this, since the cold water flow rate is increased, the efficiency (COP) of the absorption chiller can be improved.
  • the efficiency (COP) is determined by the ratio of the refrigerating capacity to the heating amount of the regenerator.
  • Equation (2) The equation for the efficiency (COP) of the absorption chiller is shown in Equation (2) below.
  • Equation (2) Qe (Kcal / h) denotes the refrigerating capacity and the refrigerating capacity is proportional to the cold water flow rate (m ⁇ 3 / h).
  • Qg (Kcal / h) means heat input.
  • the heat transfer pipe using the ductile stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention increases the inner diameter of the pipe compared to the case of using the copper pipe in the related art, so that the flow rate of the cold water is increased, COP) can be improved.
  • FIG. 11 is a flowchart showing a manufacturing method of a ductile stainless steel pipe according to the first embodiment of the present invention
  • FIG. 12 is a view schematically showing the cold rolling step (S1) of FIG. 11
  • FIG. 14 is a view schematically showing the forming process S3 in FIG. 11
  • FIGS. 15 to 18 are views showing a process of manufacturing a flexible stainless steel pipe according to the manufacturing method of FIG.
  • FIG. 19 is a view schematically showing the brightness annealing step (S7) of FIG.
  • the ductile stainless steel pipe according to the present invention has a composition including copper, a base structure composed of austenite, and an average particle size of 30 to 60 ⁇ , It has hardness property.
  • austenite has resistance to abrasion and hardness properties compared to ferrite or martensite. Therefore, in order to manufacture the ductile stainless steel pipe having the characteristics of low strength and low hardness required in the present invention, it is required to have an austenite base structure of not less than 99% and not more than 1% of the delta ferrite base structure .
  • the present invention is characterized in that not only the composition ratio of the ductile stainless steel pipe but also an additional heat treatment is performed to have a structure of austenite base of 99% or more and a delta ferrite base structure of 1% or less based on the particle size area of the ductile stainless steel pipe .
  • pipes made of ductile stainless steel have a higher strength and hardness than copper, so that they can not be manufactured by a single process.
  • the heat treatment process of the ductile stainless steel pipe includes a cold rolling step (S1), a slitting step (S2), a forming step (S3), a welding step (S4) A cutting process S 5, a drawing process S 6, and a bright annealing S 7 process.
  • the cold rolling step (S1) can be understood as a step of passing the ductile stainless steel produced in the casting step through two rolls rotating below the recrystallization temperature and rolling. That is, the cold-rolled ductile stainless steel can be calibrated on the surface irregularities and wrinkles of the thin plate, and the surface can be given metallic luster.
  • the flexible stainless steel may have a shape of a steel 310, and the sheet 310 may be provided by being wound in a coil shape by an uncoiler.
  • the sheet 310 is passed between two rolling rolls 320 arranged in the vertical direction and receiving a continuous force, so that the surface area can be widened and its thickness can be thinned.
  • the ductile stainless steel is provided in the form of a sheet having a thickness of 1.6 mm to 3 mm in the casting process, and the sheet can be cold-worked to a thickness of 1 mm or less through the cold rolling step (S1).
  • the slitting step (S2) can be understood as a step of cutting the cold-worked sheet (310) into a plurality of pieces with a desired width using a slitter. That is, the single sheet 310 can be cut and processed into a plurality of pieces through the slitting process S2.
  • the cold-worked sheet 310 is wound on the outer circumferential surface of the uncoiler 331 in the form of a coil, and the coil wound by the rotation of the uncoiler 331 is unwound, 310 may pass through the slitter 332.
  • the slitter 332 may include a shaft disposed in the vertical direction of the sheet 310 and a rotary cutter 332a coupled to the shaft.
  • a plurality of the rotary cutters 332a may be spaced apart from each other in the width direction of the sheet 310 on the axis.
  • the spacing intervals of the plurality of rotary cutters 332a may be equal to each other and may be different from each other in some cases.
  • the single sheet 310 is separated into a plurality of sheets 310a, 310b, 310c, and 310d by the plurality of rotary cutters 332a .
  • the seat 310 may have an appropriate diameter or width of the refrigerant pipe to be applied.
  • the sheet 310 can be pressed by a plurality of support rollers 333 and 334 arranged in the vertical direction so as to be precisely cut by the slitter 332.
  • an end rim portion Bur may be formed on the outer surface of the sheet 310, and such Bur needs to be removed. If the bur is left on the outer surface of the seat 310, welding failure occurs in the process of welding the pipe processed with the seat 310 to another pipe, and the refrigerant leaks through the poor welding portion It can cause problems. Accordingly, in the present invention, when the slitting process S2 is completed, a polishing process for removing bur needs to be additionally performed.
  • the forming step S3 can be understood as a step of forming a flexible stainless steel in the form of a sheet 310a through a plurality of forming rolls 340 to form the pipe 310e.
  • the sheet 310a is wound around the outer circumferential surface of the uncoiler in the form of a coil, and the coil wound by the rotation of the uncoiler is unwound, Into the forming rolls (340).
  • the sheet 310a having entered the multi-stage forming rolls 340 can be formed into a pipe 310e having both side ends adjacent to each other while sequentially passing through the forming rolls 340.
  • Fig. 15 shows that the ductile stainless steel is formed into a shape of the pipe 10e. That is, the ductile stainless steel in the form of the sheet 10a can be formed into a pipe 310e whose both side ends 311a and 311b are brought close to each other through the forming step S3.
  • the welding step S4 can be understood as a step of making welded pipes by joining the side ends 311a and 311b of the pipe 310e which have been dried by the forming step S3 and brought close to each other.
  • the joint pipe in the welding process S4 may be realized by welding both sides of the welded joint by a melting welding machine, for example, a conventional electric resistance welding machine, an argon welding machine or a high frequency welding machine.
  • 16 shows a pipe in which a sheet made of soft stainless steel is wound and welded.
  • the side ends 311a and 311b of the pipe 310e are welded in the longitudinal direction of the pipe, thereby joining the both side ends 311a and 311b to each other.
  • a weld zone 313 is formed along the longitudinal direction of the pipe 310e.
  • the welded portion 313 is formed with the beads 313a and 313b slightly protruding from the outer circumferential surface 11 and the inner circumferential surface 312 of the pipe 310e so that the outer circumferential surface 311 of the pipe 310a, And the inner peripheral surface 312 do not constitute a smooth surface.
  • Heat-affected zones (HAZ) 314a and 314b may be further formed on both sides of the welded portion 313 by heat in the welding process.
  • the heat affected portions 314a and 314b are formed along the longitudinal direction of the pipe similarly to the welded portion 313.
  • the cutting step S5 may be understood as a step of partially cutting the bead 313a of the welded portion 313 to make the outer peripheral surface 311 of the pipe into a smooth surface.
  • the cutting step S5 may be continuous with the welding step S4.
  • the cutting process S5 may include a step of partially cutting the bead 313a using a bite while moving the pipe in the longitudinal direction through press bead rolling.
  • Fig. 17 shows a ductile stainless steel pipe completed up to the cutting step (S5). That is, the bead 313a formed on the outer peripheral surface 311 of the pipe 310e can be removed through the cutting process S5.
  • the cutting step S5 may be performed together with the welding step S4, and the cutting step S5 may be omitted.
  • the drawing step S6 can be understood as a step of applying an external force to the bead 313b of the welded portion 313 to make the inner peripheral surface 312 of the pipe 310e a smooth surface.
  • the drawing process S6 may include dies in which holes having an inner diameter smaller than the outer diameter of the pipe 310e manufactured through the forming process S3 and the welding process S4 are formed, S3 and a welding process S4.
  • the pipe 310e may be formed by a drawer including a plug having an outer diameter smaller than the inner diameter of the pipe 310e.
  • the pipe 310e having undergone the welding step S4 and / or the cutting step S5 passes between the hole formed in the die and the plug.
  • the bead 313a formed on the outer peripheral surface 311 of the pipe 310e Is protruded outside the center of the outer circumferential surface 311 of the pipe, it can be removed by plastic deformation without passing through the hole of the die.
  • the bead 313b formed on the inner circumferential surface 312 of the pipe 310e is protruded toward the center of the inner circumferential surface 312 of the pipe 310e, the bead 313b can be removed while being plastically deformed without passing through the plug.
  • the welding beads 313a and 313b on the inner circumferential surface 312 and the outer circumferential surface 311 of the pipe can be removed while the drawing process S6 as described above is performed. Since the weld bead 313a on the inner circumferential surface 312 of the pipe is removed, it is possible to prevent the occurrence of a jaw on the inner circumferential surface 312 of the pipe during expansion for the refrigerant pipe.
  • the reason for making the outer peripheral surface 311 and the inner peripheral surface 312 of the pipe 310e smooth and smooth by cutting and drawing is to form a uniform inner diameter inside the pipe and to facilitate connection with other pipes.
  • the reason for forming a uniform inner diameter in the piping is to maintain smooth refrigerant flow and constant pressure of the refrigerant.
  • grooves may be formed in the outer circumferential surface 311 and the inner circumferential surface 312 of the pipe 310e through machining after the drawing process S6.
  • Step 7 Bright annealing step (S7)
  • the bright annealing step S7 can be understood as a step of heating the pipe 310e from which the weld bead has been removed to remove heat history and residual stress remaining in the pipe 310e.
  • the steel sheet has an austenitic matrix structure of 99% or more based on the grain size of the soft stainless steel and has a delta ferrite matrix structure of 1% or less, and the average grain size of the soft stainless steel is 30 to 60 ⁇ m
  • the present heat treatment process is performed.
  • the average particle size (or particle size number) of ductile stainless steels is a key factor determining the low strength and low hardness properties of stainless steels.
  • the brass annealing step (S7) is carried out by annealing the pipe 310e from which the weld bead has been removed in a stream of reducing or non-oxidizing gas, cooling it as it is after annealing.
  • the pipe 310e from which the weld bead has been removed passes through an annealing furnace 350 at a constant speed.
  • the inside of the annealing furnace 350 is filled with atmospheric gas, and the inside of the annealing furnace 350 may be heated to a high temperature by an electric heater or a gas burner.
  • the pipe 310e receives a heat input while passing through the annealing furnace 350.
  • the soft stainless steel has an austenitic matrix structure and an average particle size of 30 to 60 mu m As shown in FIG.
  • the heat input amount refers to a heat amount entering the metal member, and the heat input amount plays a very important role in the metallographic microstructure control. Accordingly, the present embodiment suggests a heat treatment method for controlling the heat input amount.
  • the heat input amount may be determined according to the heat treatment temperature, the atmospheric gas, or the feed rate of the pipe 310e.
  • the heat treatment temperature is 1050 to 1100 ⁇ ⁇
  • the atmospheric gas is hydrogen or nitrogen
  • the feed rate of the pipe 310e is 180 to 220 mm / min. Therefore, the pipe 310e can pass through the annealing furnace 350 at a feeding speed of 180 to 220 mm / min at the annealing heat treatment temperature 1050 to 1100 ° C of the annealing furnace 350.
  • the annealing heat treatment temperature is less than 1050 deg. C, sufficient recrystallization of the ductile stainless steel does not occur, the fine grain structure is not obtained, and the flattened structure becomes a crystal grain and the creep strength is impaired. On the contrary, when the annealing heat treatment temperature exceeds 1100 ° C, it causes intercrystalline cracking or ductility deterioration.
  • the pipe 310e from which the weld bead is removed passes the annealing furnace 350 at a conveying speed of less than 180 mm / min, the productivity is deteriorated for a long time.
  • the pipe 310e passes the annealing furnace 350 at a feed rate exceeding 220 mm / min, not only the stress existing in the soft stainless steel is sufficiently removed, but also the average grain size of the ost 30 mu m or less. That is, if the feeding speed of the pipe 310e is too high, the average particle size of the soft stainless steel becomes 30 mu m or less, and the low strength and low hardness characteristics required by the present invention can not be obtained.
  • the ductile stainless steel according to the present invention manufactured by the present invention may be temporarily stored in a coiled state by a spool or the like and then shipped.
  • FIG. 20 is a graph showing an SN curve curve for comparing the fatigue limit of the conventional stainless steel pipe and the conventional copper pipe according to the first embodiment of the present invention
  • FIG. 21 is a graph showing the SN curve curve of the flexible stainless steel pipe according to the first embodiment of the present invention.
  • the fatigue limit (or endurance limit) of the flexible stainless steel pipe according to the first embodiment of the present invention is about 200.52 MPa. This is about 175 MPa (8 times) higher than the conventional copper pipe's fatigue limit of 25 MPa. That is, the ductile stainless steel pipe may have improved durability, reliability, life expectancy, and freedom in design as compared with conventional copper pipes.
  • the effect of the ductile stainless steel pipe will be described in more detail.
  • the ductile stainless steel pipe can determine the maximum allowable stress based on the fatigue limit value.
  • the maximum permissible stress means a maximum stress that can be allowed to safely use a pipe or the like.
  • a pipe or the like can receive an external force during use, and stress is generated in the pipe due to the external force.
  • the pipe may be permanently deformed or broken. Therefore, by setting the maximum allowable stress, the pipe can be safely used.
  • the fatigue limit endurance limit is defined as the fatigue limit (fatigue limit) or the fatigue limit (fatigue limit).
  • the S-N curve shows the number of repetitions (N, cycle) until a certain stress (stress) is repeated. Specifically, the solid material is destroyed more rapidly if subjected to repeated stresses, and the number of repetitions of stress to failure is affected by the amplitude of the applied stress. Therefore, it can be analyzed through the S-N curve whether the size of the solid material is affected by the number of repetitions of the stress and the stress until the solid material is broken.
  • the vertical axis represents the stress amplitude (Stress), and the horizontal axis represents the log value of the repetition times.
  • Stress stress amplitude
  • the S-N curve is a curve drawn along the logarithm of the number of repetitions until the material is destroyed when the stress amplitude is applied.
  • the S-N curve of the metallic material increases as the stress amplitude decreases, the number of repetitions until fracture increases. If the stress amplitude is below a certain value, it is not destroyed even if it repeats infinitely.
  • the stress value at which the S-N curve becomes horizontal means the fatigue limit or endurance limit of the above-mentioned material.
  • the S-N curve of the conventional copper pipe based on the fatigue fracture test data of the conventional soft copper (Cu) pipe of FIG. 20 shows that the fatigue limit of the copper pipe of the related art is about 25 MPa. That is, the maximum allowable stress of the copper pipe is 25 MPa.
  • the conventional copper pipe has a problem that the lifetime of the pipe is short and the durability is deteriorated due to the low maximum permissible stress value as described above.
  • the SN curve of the present invention based on the fatigue fracture test data of the soft stainless steel pipe is 200.52 MPa, which is 8 times the fatigue limit of the copper pipe . That is, the maximum allowable stress of the ductile stainless steel pipe is about 200 MPa.
  • the soft stainless steel pipe has a design margin of about 175 MPa as compared with the fatigue limit of the copper pipe. That is, the outer diameter of the soft stainless steel pipe is the same as the outer diameter of the conventional copper pipe, and the inner diameter can be enlarged. Therefore, the minimum thickness of the soft stainless steel pipe may be smaller than the minimum thickness of the copper pipe, and even when the thickness of the heat transfer pipe is designed to be the minimum thickness of the ductile stainless steel pipe, It can have stress. As a result, there is an effect that the degree of freedom of designing the ductile stainless steel pipe is improved.
  • FIG. 18 is a view showing a plurality of ductile stainless steel pipes, aluminum pipes and copper pipes, which are objects to be tested for corrosion resistance
  • FIG. 19 is a table of corrosion depths measured for the respective pipes of FIG. 18, 19 is a graph of the result.
  • Corrosion resistance means the property of a material to withstand corrosion and erosion. It is also called corrosion resistance. Likewise, abrasion resistance refers to the ability of a material to withstand abrasion. Generally, stainless steel or titanium is resistant to corrosion (corrosion resistance) and abrasion resistance because it does not corrode more well than carbon steel.
  • the corrosion resistance test includes a salt water spray test and a gas test. Through the above corrosion resistance test, the resistance of the product to the atmosphere including the salt can be judged, and the heat resistance, the quality of the protective film and the uniformity can be examined.
  • the cyclic corrosion test refers to a corrosion test in which an atmosphere of spraying, drying and wetting is repeatedly carried out for the purpose of approaching or promoting the natural environment. For example, evaluation can be performed by setting the test time to be 30 cycles, 60 cycles, 90 cycles, 180 cycles, and the like, with one cycle being 8 hours, 2 hours of salt water spraying, 4 hours of drying and 2 hours of wetting.
  • the salt spray test during the composite corrosion test is the most widely used as an accelerated test method for examining the corrosion resistance of plating, and is a test for exposing a sample in a spray of saline to examine corrosion resistance.
  • the corrosion depth ( ⁇ m) was measured by defining arbitrary positions (D1, D2) in each pipe.
  • the pipe measured to have the deepest corrosion depth is an aluminum pipe having an average of 95 mu m.
  • the average copper pipe is 22 ⁇ m
  • the ductile stainless steel pipe has an average value of 19 ⁇ m, which is the most corrosion-resistant measurement value.
  • the maximum value (Max) of the corrosion depth ( ⁇ m) is the deepest of the aluminum pipe 110 ⁇ m, the copper pipe 49 ⁇ m, and the soft stainless steel pipe 36 ⁇ m.
  • the piping uses not only an intro duct but also a bend formed by bending the external force of the operator who installs the piping.
  • the straight pipe or the pipe connects the outdoor unit and the indoor unit.
  • Conventional stainless steel piping has a higher strength than copper piping. Therefore, due to the high strength of the conventional stainless steel pipe, it is very difficult to form a bent pipe. Therefore, there has been a problem that copper pipes or aluminum pipes must be used for the convenience of installation work.
  • the soft stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention is lower in strength than the conventional stainless steel, and is lowered to a level higher than that of the conventional copper pipe. Therefore, since the above-mentioned bend or the like can be formed, the low moldability of the conventional stainless steel pipe can be solved. In this regard, the bendability test will be described in detail below.
  • Fig. 25 is a view showing a flexible stainless steel pipe according to an embodiment of the present invention formed by a bending pipe
  • Fig. 26 is a cross-sectional view of the bending pipe
  • Fig. 27 is a view showing a flexible stainless steel pipe
  • the ductile stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention may be constituted by a bending force.
  • the ductile stainless steel pipe may have a shape of 'A' shown in FIG. 25 (a) or an shape of 'S' shown in FIG. 25 (b).
  • the center line of the ductile stainless steel pipe may include a curved portion having a curvature so as to be bent in the other direction in one direction. And the curvature has a radius of curvature (R).
  • the curvature radius R is defined as a value indicating the degree of curvature at each point of the curve.
  • the radius of curvature R of the ductile stainless steel pipe forming the curved pipe may include a minimum radius of curvature Rmin that can be used in a pipe which does not cause wrinkles even when the straight pipe is formed into a curved pipe and does not generate vibration .
  • the minimum radius of curvature (Rmin) can be measured in a bend that meets the setting criterion for the ratio of maximum and minimum outside diameter.
  • the ductile stainless steel pipe may be constituted by a bend so that the ratio (E / F) of the maximum outer diameter F to the minimum outer diameter E is greater than 0.85 and smaller than 1.
  • the ratio (E / F) of the maximum and minimum diameters is a conservatively estimated standard based on the standards of ASME (American Society of Mechanical Engineers) and JIS (Japanese Industrial Standards) (Table 5).
  • Table 5 shows the setting criteria for the ratio of the maximum and minimum outside diameters.
  • D is the outer diameter of the straight pipe (reference pipe)
  • R is the radius of curvature
  • Fig. 27 shows the results of testing the bending properties of the ductile stainless steel pipe satisfying the setting criteria (ratio of maximum and minimum outside diameter).
  • the ductility (PHI) of the ductile stainless steel pipe is 15.88 (mm).
  • bending means bending downward or upward in a state in which a beam deforms when a load is applied.
  • a tensile force acts on the bottom portion
  • compressive force acts on the bottom portion.
  • a force N applied to the aluminum pipe, the copper pipe, and the ductility stainless steel pipe according to the deformation length (mm) of the pipe diameter ⁇ of 15.88 (mm) is shown.
  • the minimum radius of curvature (Rmin) is measured at the pipe diameter ( ⁇ ) of 15.88 (mm)
  • the copper pipe is 85 mm and the ductile stainless steel pipe is 70 mm.
  • the soft stainless steel pipe has a radius of curvature (R) smaller than that of the copper pipe, it can be bent equal to or higher than that of the copper pipe.
  • the flexible stainless steel pipe can form a curved pipe at a level equivalent to that of the copper pipe, the ductility is improved as compared with the conventional stainless steel pipe.
  • the bending force is assumed to be the maximum bending load of copper pipe and aluminum pipe.
  • the bendable force in this embodiment may be 900N.
  • the maximum bending load of the flexible stainless steel pipe is 750 N, and the maximum bending load of the copper pipe and the aluminum pipe is 900 N. That is, the maximum bending load of the ductile stainless steel pipe is smaller than that of other conventional pipes.
  • the flexible stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention has an advantage that the flexible stainless steel pipe can be bent by using a force within 83% of the maximum bending load of the copper pipe and the aluminum pipe. As a result, the ductile stainless steel pipe can be made into a bend even if a smaller force than the force is applied to make the copper pipe and aluminum pipe into a bend.
  • the flexible stainless steel pipe according to the embodiment of the present invention has an effect of improving the formability as compared with the conventional stainless steel pipe, copper pipe and aluminum pipe. Therefore, there is an advantage that the ease of installation is improved.
  • the second embodiment is an absorption type cold water heater in which a heat source is fossil fuel as compared with the first embodiment (absorption refrigerator) described above.
  • the second embodiment differs from the first embodiment mainly in terms of differences.
  • FIG. 28 is a view showing the construction of the absorption chiller and the refrigerant cycle according to the second embodiment of the present invention.
  • the absorption chiller is based on the construction of the absorption chiller.
  • the absorption chiller can perform the heating mode in addition to the cooling mode.
  • the absorption type cold water heater according to the present invention includes a first heat exchanger 610, an absorber 620, a high temperature regenerator 630, a low temperature regenerator 640, a second heat exchanger 650, ).
  • the absorption chiller may be configured such that the first heat exchanger 610 and the absorber 620 are provided in one shell so that the refrigerant evaporated in the first heat exchanger 610 can easily flow into the absorber 620 in the cooling mode have.
  • a sidewall for partitioning an evaporation region where the refrigerant is evaporated and an absorption region where the refrigerant is absorbed in the concentrated solution and a sidewall disposed above the sidewall so that the gaseous refrigerant in the evaporation region can be moved to the absorption region A first < / RTI >
  • the first heat exchanger 610 may further include a refrigerant injector 611 that injects the refrigerant into the evaporation area.
  • a refrigerant injector 611 that injects the refrigerant into the evaporation area.
  • the gaseous refrigerant injected by the refrigerant injector 511 and the cold / hot water line 691 which will be described later, exchange heat with each other to generate cold / hot water required for cooling or heating.
  • the refrigerant injected from the refrigerant injector 11 undergoes heat exchange with the cold water of the cold / hot water line 691b to become a gaseous refrigerant, And can be moved to the absorption region through the data.
  • the first heat exchanger 610 further includes a pumping passage 612 for guiding the liquid refrigerant dropped to the lower portion of the evaporation region to the refrigerant injector 611 and a refrigerant pump 613 provided in the pumping passage 612 can do.
  • the liquid refrigerant can flow through the pumping passage 12 and flow to the refrigerant injector 611 by the operation of the refrigerant pump 613.
  • the absorber 620 may absorb the gaseous refrigerant evaporated in the first heat exchanger 610 into the absorption liquid, and may include an absorption liquid injector 621 that sprays the absorption liquid to the absorption region.
  • the gaseous refrigerant transferred from the evaporation region to the absorption region can be absorbed by the absorption liquid injected from the absorption liquid injector 621.
  • the liquid refrigerant in the first heat exchanger 610 may flow to a lower portion of the absorber 620 through a mixing line (not shown) 622 may be disposed.
  • a first valve 623 for selectively opening and closing the mixing line 622 may be formed in the mixing line 622.
  • the first regenerator 630 is configured to receive the gaseous mixture absorbing the gaseous refrigerant from the absorber 620 and to regenerate the gaseous mixture to generate a medium-rich liquid.
  • the first regenerator 630 can heat the diluent supplied from the absorber 620 and separate the refrigerant mixed with the diluent into the gaseous refrigerant to make the diluent into the medium liquid.
  • the first regenerator 630 includes a burner 631 for heating the diluting solution, a blower, a gaseous refrigerant outlet 632 disposed above the gaseous refrigerant separated by the burner 631, . ≪ / RTI >
  • the second regenerator 640 receives the medium regenerant firstly regenerated from the first regenerator 630 and regenerates the medium regenerant to generate the agitated liquid.
  • the second regenerator 640 exchanges the intermediate liquid supplied from the first regenerator 630 with the gaseous refrigerant separated from the first regenerator 630 to separate the refrigerant mixed in the intermediate liquid, It can be made into the broth.
  • the second heat exchanger 650 condenses the separated gaseous refrigerant in the process of generating the concentrated gaseous refrigerant in the second regenerator 640 and provides a space through which the gaseous refrigerant generated from the first regenerator 630 flows .
  • the absorption chiller is installed in the second regenerator 640 so that the gaseous refrigerant separated by the second regeneration can be easily flowed to the second heat exchanger 650.
  • the second regenerator 640, 2 heat exchanger 650 may be provided in one shell. Further, in the interior of the shell, a sidewall for partitioning a regeneration region in which the intermediate liquid is secondarily regenerated by the concentrated liquid and a condensation region in which the gaseous refrigerant is condensed, and a gas-liquid separator disposed above the sidewall to move the gaseous refrigerant generated in the regeneration region to the condensation region A second eluent can be disposed.
  • the addition device 660 is connected to the absorber 620 and the second heat exchanger 640 and is a means for discharging the non-condensed gas generated inside the absorption type cold / hot water heater to the outside.
  • the non-condensing gas inside the absorber 620 and the second heat exchanger 640 flows into the adding device 660, and the diluent of the absorber 620 can be introduced.
  • the introduced liquid can absorb the gaseous refrigerant mixed with the non-condensed gas, and the liquid having absorbed the gaseous refrigerant can be reintroduced into the absorber 620 again.
  • the absorption water cooler may further include a cold / hot water line 691, absorption liquid lines 671, 672, 674, 675, 676, a cooling water line 693, refrigerant lines 633,
  • the cold / hot water line 691 is a line through which the cold water flows during the cooling operation and the hot water flows during the heating operation.
  • the cold / hot water line includes a first cold / hot water line 691a through which cold water or hot water flows from the outside, a second cold / hot water line extending from the outlet side of the first cold / hot water line 691a and disposed inside the first heat exchanger 610, A second cold / hot water line 691b to be heat-exchanged, and a third cold / hot water line 691c extending to an outlet side of the second cold / hot water line 691b to discharge cold or hot water heat-exchanged to the outside.
  • the second cold / hot water line 691b is a heat transfer pipe that performs heat exchange with the refrigerant. Therefore, the second cold / hot water line 691b is called an eighth heat transfer tube.
  • the absorption liquid line includes a first absorption liquid line 671 extending from the absorber 620 to the first regenerator 630 and having a sifted liquid inside the absorber 620 flowing to the first regenerator 630, A second absorbent liquid line 672 connected to the first regenerator 630 and through which the medium liquid firstly regenerated from the first regenerator 630 flows, a medium liquid flowing through the second absorbent liquid line 672, A third branch line 673 extending from the first branching portion 673 to the second regenerator 640 and capable of flowing a medium liquid into the second regenerator 640, 674), a fourth absorption liquid line (675) extending from the first branch (673) to the absorber and selectively introducing the intermediate liquid into the absorber (620) 620 so that the fifth absorber line 676 for introducing the inside of the second regenerator 640 into the absorber 620 It can hamhal.
  • the first absorption liquid line 671 may include a first absorption liquid pump 625 for regulating the amount of the diluent flowing into the first regenerator 360 from the absorber 620.
  • the cooling water line 693 is connected to the first cooling water line 693a through which the cooling water flows from the outside and the first cooling water line 693a and is disposed inside the absorber 620, A second cooling water line 693b for absorbing the heat generated when the incoming liquid absorbs the gaseous refrigerant, a third cooling water line connected to the third cooling water line from the second cooling water line 693b to the second heat exchanger, And is connected to the fourth cooling water line 693c and the fourth cooling water line 693c arranged in the second heat exchanger 650 to be heat-exchanged with the gaseous refrigerant in the second heat exchanger 650, And a fifth cooling water line 693d for discharging the cooling water to the outside.
  • the second cooling water line 693b and the fourth cooling water line 693c are heat transfer tubes for heat exchange. Accordingly, the second cooling water line 693b is referred to as a ninth heat transfer tube, and the fourth cooling water line 693c is referred to as a tenth heat transfer tube.
  • the refrigerant line extends from the gaseous refrigerant outlet 632 of the first regenerator 630 to the second regenerator 640 and is connected to the first refrigerant flowing from the first regenerator 630, A second branch portion connected to the first refrigerant line 633 and branched from the gaseous refrigerant flowing through the first refrigerant line 633, a second branch portion connected to the second branch portion 634, A second refrigerant line 635 extending to the regenerator 640 and having a gaseous refrigerant flowing to the second regenerator, a second refrigerant line 635 connected to the second refrigerant line 635 and disposed within the second regenerator 640, A third refrigerant line 634 through which the gaseous refrigerant undergoes heat exchange with the intermediate liquid in the second regenerator 640 and the third refrigerant line 634 extending from the third refrigerant line 634 to the second heat exchanger 650, A fourth refrigerant line for supplying the refriger
  • the third refrigerant line 634 is a heat transfer tube that exchanges heat with the intermediate liquid. Accordingly, the third refrigerant line 634 is referred to as an eleventh heat transfer tube.
  • the refrigerant line further includes a sixth refrigerant line 637 extending from the second branch portion to the absorber for selectively introducing the gaseous refrigerant flowing in the first refrigerant line 633 into the absorber .
  • the sixth refrigerant line 637 may include a valve for controlling the flow of the gaseous refrigerant flowing into the absorber.
  • the gaseous refrigerant separated from the first regenerator can flow into the first refrigerant line 633, the second refrigerant line 635, and the sixth refrigerant line 637,
  • the gaseous refrigerant and the liquid refrigerant can coexist as the gaseous refrigerant undergoes heat exchange with the intermediate liquid, and the condensed liquid refrigerant can flow into the fourth refrigerant line and the fifth refrigerant line 636.
  • the absorption chiller of the present invention may further include a low temperature heat exchanger 670, a high temperature heat exchanger 680, and a drain heat exchanger.
  • the description related to this is based on the first embodiment.
  • the second cold / hot water line 691b, the second cooling water line 693b, the fourth cooling water line 693c, and the third refrigerant line 634 are called eighth to eleventh heat transfer tubes.
  • the ducted stainless steel pipe described in the first embodiment of the present invention can be used as at least one of the eighth to eleventh heat transfer pipes.

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Abstract

본 발명은 증발기, 흡수기, 재생기 및 응축기를 포함하며, 흡수액과 냉매가 순환되는 흡수식 칠러에 관한 것으로, 상기 증발기, 흡수기, 재생기, 응축기 중 적어도 어느 하나에 구비되는 전열관을 포함하며, 상기 전열관은, 입도면적을 기준으로 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가지는 연성 스테인리스 강관을 적용함으로써, 종래의 스테인리스 강관에 비하여 동 배관 수준의 연성을 확보할 수 있다.

Description

흡수식 칠러
본 발명은 흡수식 칠러에 관한 것이다.
일반적으로 칠러(시스템)는 냉수를 냉수 수요처로 공급하는 것으로서, 냉동 시스템을 순환하는 냉매와, 냉수 수요처와 냉동 시스템의 사이를 순환하는 냉수간에 열교환이 이루어져 상기 냉수를 냉각시키는 것을 특징으로 한다. 칠러는 대용량 설비로서 규모가 큰 건물 등에 설치될 수 있다.
상기 칠러(시스템)는 압축기를 사용하여 냉매를 기계적으로 압축하고, 압축된 냉매를 사용하여 냉방 또는 난방을 수행하는 터보식 칠러와, 압축기 없이 흡수기가 구비되고, 냉매(물)가 흡수기에서 흡수액(예를들어, 리튬브루마이드 수용액)에 흡수되어 냉방 또는 난방을 수행하는 흡수식 칠러로 구분될 수 있다.
또한, 상기 흡수식 칠러는 열원 방식에 따라 흡수식 냉동기와 흡수식 냉온수기로 구분될 수 있다. 상기 흡수식 냉동기는 스팀 및 온수를 열원으로 사용하여, 흡수식 사이클을 가동시켜 냉수를 만들 수 있다. 그리고 상기 흡수식 냉동기는 냉방 전용으로 사용된다. 상기 흡수식 냉온수기는 화석연료를 사용하여 흡수식 사이클을 가동시켜 냉수를 만들 수 있다. 즉, 흡수식 냉온수기는 난방시에 화석연료의 연소를 이용하여 냉방 또는 난방을 수행할 수 있는 기기이다.
특히, 흡수식 냉온수기의 경우, 열교환기에서 냉매가 냉수와 열교환되면서 기상냉매로 증발함에 따라 냉방운전을 할 수 있고, 반대로 열교환기에서 기상냉매가 온수와 열교환되어 응축됨에 따라 난방운전을 할 수 있다.
한편, 상기 흡수식 칠러에는 응축기, 증발기, 재생기 등에 관을 통과하는 제 1 유체와 외부의 제 2 유체간에 열 교환을 위한 전열관이 설치된다. 즉, 전열관은 관의 내외를 흐르는 유체들 사이에서 열을 전달하는 열전달 튜브(Heat transfer tube)를 의미하며, 직관 또는 곡관의 형상으로 형성될 수 있다. 따라서, 상기 흡수식 칠러에 설치되는 전열관은 높은 전열 성능을 확보할 수 있으면서 내부식성 및 내마모성이 높은 재질 등으로 제작되는 것이 바람직하다.
종래 흡수식 칠러는 상기 전열관으로 전열성능이 우수한 동(cu) 배관을 사용하는는데, 상기 동 배관은 아래와 같은 문제점을 가지고 있다.
첫째, 냉매로서 물이 사용되는 전열교환기에 상기 동 배관이 사용될 경우, 배관의 내주면에 스케일(scale)이 누적되어, 배관의 신뢰성에 악영향을 줄 수 있다. 즉, 상기 동 배관의 내주면에 스케일이 누적되면 부식이 쉽게 일어나기 때문에 관 내주면을 씻어내는 세관 작업이 필요하거나, 관 교체 작업이 필요할 수 있다.
둘째, 흡수식 칠러에서 사용되는 동 배관은 베플(Baffle)과 연결되어 설치되는데, 이때 상기 베플과 맞닿는 동 배관의 외면에 마모가 발생하여 부식 및 파손이 쉽게 일어나는 문제가 있다.
셋째, 동 배관은 배관 내부의 압력을 견디기 위한 응력 마진 값이 작기 때문에, 진동에 취약한 단점이 있다. 또한, 상기 진동으로 인하여 소음이 크게 발생할 수 있다.
넷째, 시장에서 구리 가격은 상대적으로 높고 가격 변동이 심하다. 따사서, 동 배관의 제조 및 사용에 비용적인 어려움이 따른다.
이러한 문제점을 개선하기 위하여 최근에는 스테인리스 강관이 동 배관을 대체할 수 있는 새로운 수단으로 떠오르고 있다.
이와 관련된 선행 문헌 정보는 아래와 같다.
1. 공개번호 : 10-2016-0067526 (공개일자 2016.06.14.)
발명의 명칭: 스테인리스강 코루게이트 전열관과 그를 갖는 흡수식 냉동기 및 그 제조 방법
스테인리스 강관은 스테인리스 강 소재로 이루어지며, 동 배관에 비하여 강한 내식성을 가지며, 동 배관보다 가격이 저렴한 장점이 있다. 그리고, 스테인리스 강관은 동 배관에 비하여 강도와 경도가 크기 때문에, 진동 및 소음의 흡수 능력이 동 배관에 비하여 뛰어난 장점이 있다.
또한, 스테인리스 강관은 동 배관에 비하여 내압 특성이 좋기 때문에, 고압에도 파손 염려가 없다.
상기의 선행 문헌에서 개시되는 전열관은 STS 400계, 특히, STS 430 J1L 재질로 형성된 스테인리스 강관이다. 상기 STS 430 J1L 재질은, 탄소(C)가 0.025% 이하, 규소(Si)와 망간(Mn)이 1.00% 이하, 니켈(Ni)이 0.4%이하 크롬(Cr)이 16.00~19.00%, 구리(Cu)가 0.3~0.8% 등의 화학적 성질을 가진다.
상술한 화학적 성질을 갖는 상기 STS 400계의 종래 일반적인 스테인리스 강관은, 항복강도가 300~320(MPa)이며, 비커스 경도는 151~155(Hv), 연신율은 29~33(%)로, 동 배관에 비하여 강도와 경도가 과도하게 높다. 이에 의하면, 관 연결을 위한 확관 작업 또는 관 벤딩 작업에 불리한 단점이 있다.
상세히, 흡수식 칠러에 사용되는 전열관은 끝 부분이 확관되어 타 배관과 연결이 이루어 진다. 이때, 작업자는 확관을 형성하기 위하여 롤 확관(roll expansion)방식을 사용한다.
상기 롤 확관 방식은, 맨드릴을 튜브 내경에 밀착시키고 롤을 회전시켜 튜브를 확관하는 방법이다. 따라서, 일반적인 종래의 스테인리스 강관으로는 높은 강도와 경도에 의하여 상술한 확관 작업이 종래 동 배관보다 매우 어렵게 되므로 설치 작업이 어려워지는 문제가 있다.
또한, 상술한 종래 스테인리스 강관의 물성적 특징에 의해, 종래 스테인리스 강관을 사용하는 전열관은 휘어지는 형태로 형성하기 어려워 설계 자유도가 떨어지는 단점이 있다. 일례로, 종래 스테인리스 관을 전열관으로 사용하는 경우, 상기 전열관은 일 직선으로 배치되어, 다수의 절곡이 있는 형상의 배관보다 길이가 짧아지고 열교환 면적이 줄어드는 단점이 있다. 더하여, 종래 스테인리스 관은 동 배관보다 전열 성능도 떨어지므로 열 교환 능력이 더욱 떨어지는 문제가 있다.
본 발명은 상기와 같은 문제점을 해결하기 위하여, 동 배관 수준의 연성을 확보하여 가공성 및 설계 자유도가 개선되는 전열관이 구비되는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 동 배관 이상의 강도와 경도를 구비하는 전열관이 구비되는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 전열관 내부의 압력 조건, 또는 전열관 외부의 환경조건 등에 의하여 전열관이 부식되는 것을 방지할 수 있는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 관의 두께를 줄여도 한계 압력을 설정수준 이상으로 유지할 수 있는 전열관이 구비되는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 관의 내경을 증가하여 배관 내부를 흐르는 유체의 압력 손실이 감소할 수 있는 전열관이 구비되는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 진동 흡수능력이 개선된 전열관이 구비되는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
또한, 전열관의 두께가 동 배관의 경우보다 얇아지도록 하여 동 배관의 전열 성능과 동등 또는 그 이상의 전열 성능을 가지는 흡수식 칠러를 제공하는 것을 목적으로 한다.
상기한 과제를 해결하기 위하여, 본 실시예에 따른 제 1 발명은, 증발기, 흡수기, 재생기 및 응축기를 포함하며, 흡수액과 냉매가 순환되는 흡수식 칠러에 있어서, 상기 증발기, 흡수기, 재생기, 응축기 중 적어도 어느 하나에 구비되는 전열관을 포함하며, 상기 전열관은, 입도면적을 기준으로 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가지는 연성 스테인리스 강관을 포함한다.
제 2 발명은, 상기 연성 스테인리스 강관은, 오스테나이트(austenite) 기지조직(matrix structure)과 30~60μm의 평균 입도크기(average diameter)를 가지며, 상기 연성 스테인리스 강관의 ASTM(American Society for Testing and Materials) 입도번호는 5.0~7.0인 것을 특징으로 한다.
제 3 발명은, 상기 증발기에서 열 교환이 이루어지도록 냉수를 가이드하는 냉수라인, 상기 흡수기와 응축기에서 열 교환이 이루어지도록 냉각수를 가이드하는 냉각수라인 및 상기 재생기에서 열교환이 이루어지도록 온수 또는 스팀을 가이드하는 온수라인을 더 포함하며, 상기 전열관은 상기 냉수라인, 냉각수라인 및 온수라인 중 적어도 어느 하나에 구비되는 것을 특징으로 한다.
제 4 발명은, 상기 전열관은,상기 냉수라인에 구비되며, 상기 증발기 내부에 배치되어 냉매와 열교환을 이루는 제 1 전열관을 포함하며, 상기 제 1 전열관은, 외경은 12.7mm 또는 16mm이며,외경이 12.7mm인 경우 내경은 12.434mm 이하로 형성되고,외경이 16mm인 경우 내경은 15.717mm 이하로 형성된다.
제 5 발명은, 상기 전열관은, 상기 냉각수라인에 구비되며, 상기 흡수기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 2 전열관을 포함하며, 상기 제 2 전열관은, 외경이 16mm이며, 내경은 15.717mm 이하로 형성된다.
제 6 발명은, 상기 재생기는, 상기 흡수액을 1차로 재생하는 제 1 재생기; 및 상기 흡수액을 2차로 재생하는 제 2 재생기를 포함하며, 상기 전열관은, 상기 온수라인에 구비되며, 상기 제 1 재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 3 전열관 및 상기 온수라인에 구비되며, 상기 제 2 재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 4 전열관을 포함한다.
제 7 발명은, 상기 제 3 전열관은, 외경이 16mm이며, 내경은 15.717mm 이하로 형성된다.
제 8 발명은, 상기 제 4 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성된다.
제 9 발명은, 보조 흡수액이 상기 냉매를 흡수하는 보조흡수기 및 상기 보조 흡수액을 재생하는 보조재생기를 더 포함하고, 상기 전열관은, 상기 냉각수라인에 구비되며, 상기 보조흡수기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 5 전열관, 상기 냉각수라인에 구비되며, 상기 응축기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 6 전열관 및 상기 온수라인에 구비되며, 상기 보조재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 7 전열관을 포함한다.
제 10 발명은, 상기 제 5 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성된다.
제 11 발명은, 상기 제 6 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성된다.
제 12 발명은, 상기 제 7 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성된다.
제 13 발명은, 상기 증발기에서 열 교환이 이루어지도록 냉수를 가이드하는 냉수라인, 상기 흡수기와 응축기에서 열 교환이 이루어지도록 냉각수를 가이드하는 냉각수라인, 상기 재생기로 유입되는 흡수액을 가열하기 위한 버너 및 상기 재생기에서 발생된 기상냉매를 가이드하는 냉매라인을 더 포함하며, 상기 전열관은, 상기 냉수라인, 냉각수라인 및 냉매라인 중 적어도 어느 하나에 구비되는 것을 특징으로 한다.
상기와 같은 구성을 이루는 공조 장치에 의하면 다음과 같은 효과가 있다.
첫째, 오스테아니트계 스테인리스 강관이 적용됨으로써, 종래의 스테인리스 강관에 비하여 동 배관 수준의 연성을 확보할 수 있다. 따라서, 전열관을 가공(벤딩)하여 제한된 공간 내에 용이하게 설치할 수 있다. 또한, 전열관을 벤딩하여 한정된 공간에서 전열 면적이 증가되도록 설계(전열관의 총 길이가 연장 등)할 수 있는 장점이 있다. 즉, 종래의 스테인리스 강관에 비하여 전열관의 성형 자유도와 설계 자유도가 증가하는 장점이 있다.
둘째, 본 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은 동 배관 수준의 연성이 확보되면서 강도와 경도는 동 배관보다 크기 때문에, 내압 능력이 동 배관에 비하여 현저히 뛰어난 장점이 있다. 그리고, 동 배관에 비하여 강도와 경도가 큰 스테인리스 강관은 동 배관에 비하여 응력 마진이 높기 때문에, 진동 흡수 능력이 동 배관에 비하여 현저히 뛰어난 장점이 있다.
셋째, 본 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 연성이 개선되므로, 배관의 가공성이 증가할 수 있다. 이에 의하면, 전열관의 확관 작업이 용이해 지는 장점이 있다. 따라서, 전열관 설치 편의성이 증가되는 장점이 있다.
넷째, 상기 연성 스테인리스 강관은 동 배관에 비하여 내마모성, 내부식성이 뛰어나기 때문에, 부식에 의한 파손 등을 방지할 수 있는 장점이 있다. 즉, 전열관의 수명이 길어지는 장점이 있다.
다섯째, 값비싼 동 배관을 사용하지 않고, 상대적으로 저렴한 연성 스테인리스 강관을 사용할 수 있다는 이점이 있다.
여섯째, 연성 스테인리스 강관으로 구성되는 전열관은 동 배관 수준의 연성을 확보할 수 있으면서 강도가 동 배관보다 크기 때문에, 전열관의 두께를 동 배관으로 구성되는 경우보다 줄일 수 있다. 이에 의하면, 상기 전열관의 두께가 얇아질수록 열 전달율은 향상되므로 연성 스테인리스 강관으로 구성되는 전열관의 전열 성능은 동 배관의 전열 성능과 동등 또는 그 이상으로 향상시킬 수 있다. 또한, 칠러 효율을 향상시킬 수 있다.
도 1은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 구성 및 냉매 사이클을 보여주는 도면이다.
도 2는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 증발기를 보여주는 도면이다.
도 3은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 흡수기를 보여주는 도면이다.
도 4는 본 발명의 제 1 실시예 따른 흡수식 칠러의 전열관에 대한 형상을 보여주는 도면이다.
도 5는 상기 도 4에서의 전열관 단면도이다.
도 6은 상기 도 4에서 연성 스테인리스 강으로 구성되는 전열관의 형상에 대한 제조 방법 순서도이다.
도 7은 도 6의 제조 방법에 의해 제조되는 전열관 공정이 도시된 공정도이다.
도 8은 99%의 오스테나이트 기지 조직과 1% 이하의 델타 페라이트 조직을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이다.
도 9는 오스테나이트 기지 조직만을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이다.
도 10는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 전열관의 외경 및 내경을 보여주는 도면이다.
도 11은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 제조방법을 보인 플로우 차트이다.
도 12은 도 11의 냉간 압연 공정을 개략적으로 보인 도면이다.
도 13은 도 11의 슬리팅 공정을 개략적으로 보인 도면이다.
도 14는 도 11의 포밍 공정을 개략적으로 보인 도면이다.
도 15 내지 도 18은 도 11의 제조방법에 따라 연성 스테인리스 강관을 제조하는 과정을 보인 단면도이다.
도 19는 도 11의 광휘소둔 공정을 개략적으로 보인 도면이다.
도 20는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관과 종래의 동 배관의 피로한도를 비교할 수 있는 S-N 곡선(Curve) 실험 그래프이다.
도 21은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 S-N 곡선을 보여주는 실험 그래프이다.
도 22은 내식성을 시험하기 위한 대상재인 복수개의 연성 스테인리스 강관, 알루미늄(Al) 배관 및 동 배관을 보여주는 도면이다.
도 23는 상기 도 22의 배관별로 부식 깊이를 측정한 결과 테이블이다.
도 24는 도 23의 결과 그래프이다.
도 25는 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관이 곡관으로 구성되는 모습을 보여주는 도면이다.
도 26은 상기 곡관의 일 단면을 보여주는 도면이다.
도 27은 연성 스테인리스 강관, 동 배관 및 알루미늄 배관의 변형 길이에 따른 벤딩 하중을 비교하는 실험 그래프이다.
도 28은 본 발명의 제 2 실시예에 따른 흡수식 칠러의 구성 및 냉매 사이클을 보여주는 도면이다.
이하, 본 발명의 일부 실시 예들을 예시적인 도면을 통해 상세하게 설명한다. 각 도면의 구성요소들에 참조부호를 부가함에 있어서, 동일한 구성요소들에 대해서는 비록 다른 도면상에 표시되더라도 가능한 한 동일한 부호를 가지도록 하고 있음에 유의해야 한다. 또한, 본 발명의 실시 예를 설명함에 있어, 관련된 공지 구성 또는 기능에 대한 구체적인 설명이 본 발명의 실시 예에 대한 이해를 방해한다고 판단되는 경우에는 그 상세한 설명은 생략한다.
또한, 본 발명의 실시 예의 구성 요소를 설명하는 데 있어서, 제 1, 제 2, A, B, (a), (b) 등의 용어를 사용할 수 있다. 이러한 용어는 그 구성 요소를 다른 구성 요소와 구별하기 위한 것일 뿐, 그 용어에 의해 해당 구성 요소의 본질이나 차례 또는 순서 등이 한정되지 않는다. 어떤 구성 요소가 다른 구성요소에 "연결", "결합" 또는 "접속"된다고 기재된 경우, 그 구성 요소는 그 다른 구성요소에 직접적으로 연결되거나 접속될 수 있지만, 각 구성 요소 사이에 또 다른 구성 요소가 "연결", "결합" 또는 "접속"될 수도 있다고 이해되어야 할 것이다.
도 1은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 구성 및 냉매 사이클을 보여주는 도면이며, 도 2는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 증발기를 보여주는 도면이고, 도 3은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 흡수기를 보여주는 도면이다.
도 1 내지 도 3을 참조하여, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러에 대해 상세히 설명한다. 한편, 흡수식 칠러는 재생기의 개수에 따라 1중 효용 또는 2중 효용으로 구별되는데, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는 2중 효용 흡수식 냉동기를 기준으로 설명한다. 다만, 본 발명 기술적 사상의 범위는 상기 2중 효용 흡수식 냉동기에 한정되는 것이 아니다. 즉, 흡수식 칠러 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 본 발명의 본질적인 특성에서 벗어나지 않는 범위에서 다양한 수정 및 변형이 가능할 것이다.
<흡수식 칠러의 구성>
도 1 내지 도 3을 참조하면, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는 증발기(10), 흡수기(20), 제 1 재생기(30), 제 2 재생기(40) 및 응축기(70)를 포함할 수 있다. 또한, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠로는 보조 흡수기(50) 및 보조 재생기(55)를 더 포함할 수 있다.
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 냉동기에 사용되는 냉매는 증류수(물)를 포함할 수 있고, 흡수액은 리튬브로마이드(LiBr) 용액을 포함할 수 있다. 그리고 상기 리튬브로마이드 용액은, 농도에 따라 크게 희액, 중간액 및 농액으로 분리될 수 있다.
[제 1 쉘]
상기 흡수식 칠러에서는, 증발기(10)에서 증발된 냉매가 흡수기(20)로 쉽게 유동되도록 상기 증발기(10)와 흡수기(20)가 하나의 쉘인 제1쉘(1)에 구비될 수 있다. 또한, 상기 제1쉘(1)의 내부에는 냉매가 증발되는 증발영역과 냉매가 농액에 흡수되는 흡수영역을 구획하는 측벽과, 상기 측벽 상측에 배치되어, 상기 증발영역의 기상냉매가 상기 흡수영역으로 이동할 수 있도록 가이드하는 제 1 엘리미네이터(2)가 배치될 수 있다.
[증발기]
상기 증발기(10)는 증발영역으로 냉매를 분사하는 냉매분사기(11)를 더 포함할 수 있다. 상기 증발기(10)에서는 상기 냉매분사기(11)가 분사한 냉매와 후술할 냉수라인(16)이 서로 열 교환을 이루어, 냉방에 필요한 냉수를 생성할 수 있다.
여기서, 상기 냉매분사기(11)로부터 분사된 냉매와 열 교환을 이루는 냉매기(10) 내부의 냉수라인(16b)은 제 1 전열관(61)이라 이름한다.
상기 냉수라인(16)에 냉수가 흐르는 경우, 상기 냉매분사기(11)에서 분사되는 냉매는 상기 냉수라인(16)의 냉수와 열 교환을 이룰 수 있다. 그리고 상기 증발기 내부 공간에 존새하는 기상냉매는 제 1 엘리미네이터(3)를 통과하여 흡수기(20)의 흡수영역으로 이동할 수 있다. 일례로, 상기 냉수라인(16)을 유동하는 냉수의 입구온도는 13도씨이고, 냉매분사기(11)에 의해 분사되는 냉매와의 열 교환에 의해 냉수의 출구온도는 8도씨가 된다.
상기 증발기(10)는 증발영역의 하부로 낙하된 액 냉매를 상기 냉매분사기(11)로 안내하는 펌핑유로(12) 및 상기 펌핑유로(12)에 설치된 냉매펌프(13)를 더 포함할 수 있다.
상기 냉매펌프(13)의 작동에 의해 액 냉매는 상기 펌핑유로(12)를 유동하여 상기 냉매분사기(11)로 유동될 수 있다.
여기서, 상기 액 냉매는 후술할 응축기(70)로부터 냉매유로(72)를 통하여 상기 증발기(10)로 유입되는 응축 냉매일 수 있다. 그리고 상기 냉매유로(72)는, 상기 펌핑유로(12)와 연결되어 응축 냉매를 증발기(10)로 유입시킬 수 있고, 또는 상기 펌핑유로(12)와 별도로 상기 증발기(10)에 독립적으로 연결되어 응축 냉매를 유입시킬 수도 있다.
[흡수기]
상기 흡수기는(20)는 상기 증발기(10)에서 증발된 기상냉매를 흡수액에 흡수시키는 것으로서, 흡수영역으로 흡수액(농액)을 분사하는 농액분사기(21)를 포함할 수 있다.
증발영역에서 흡수영역으로 이동된 기상냉매는 상기 농액분사기(21)에서 분사된 흡수액(농액)에 흡수될 수 있다. 상기 흡수액(리튬브로마이드 용액)은 물과 매우 친하여 수증기를 흡수하는 성질을 지니고 있다. 따라서, 상기 흡수액은 주변의 기상냉매(수증기)가 존재하면 이를 흡수하여 농도를 옅게 만들 수 있다. 즉, 상기 흡수액은 상기 기상냉매를 흡수하게 됨으로써 농액에서 희액으로 형성될 수 있다.
또한, 상기 흡수기(20)는 흡수액과 열 교환을 이루는 후술할 냉각수라인(25)을 배치할 수 있다. 일례로, 상기 냉각수라인(25)을 유동하는 냉각수는 약30도씨의 온도를 가질 수 있다. 그리고 상기 흡수액은 약40도씨의 온도를 가질 수 있다. 따라서, 상기 냉각수라인(25)은 상기 흡수액(농액)이 상기 기상냉매를 흡수하는 과정에서 발생되는 열을 열 교환을 통해 흡수하는 역할을 수행할 수 있다.
여기서, 상기 농액분사기(21)로부터 분사된 농액 및 기상냉매와 열 교환을 이루는 흡수기 내부의 냉각수라인(25b)을 제 2 전열관(62)이라 이름한다.
[제 1 재생기]
상기 제 1 재생기(30)는 상기 흡수기(20)로부터 기상냉매를 흡수한 희액을 공급받아, 희액을 1차 재생하여 중간액(중용액)을 생성하기 위한 구성이다.
상기 제 1 재생기(30)는 상기 흡수기(20)로부터 공급받은 희액을 가열공간에서 가열시켜, 희액에 섞인 냉매를 기상냉매로 분리함으로써 희액을 중간액으로 만들 수 있다.
상기 가열공간에는 후술한 온수라인(25)이 배치되며, 상기 희액은 상기 온수라인(25)을 유동하는 온수 또는 스팀과 열 교환을 이루어 가열될 수 있다. 이에 의하여, 희액에 포함된 액냉매는 기상냉매로 분리될 수 있고 흡수액은 중간액을 형성할 수 있다. 일례로, 상기 온수라인(25)을 유동하는 온수는 약 95도씨이고, 후술한 고온 열교환기(28)를 떠나 희액분사기(31)로 유입되는 흡수액은 약69도씨 이다.
상기 제 1 재생기(30)는 흡수액(희액)을 가열공간에 분사하는 희액분사기(31)를 더 포함할 수 있다. 상기 희액분사기(31)가 분사하는 흡수액은 상기 흡수기(20)로부터 공급되는 희액으로 이해할 수 있다.
여기서, 상기 희액분사기(31)로부터 분사된 희액과 열 교환을 이루는 제 1 재생기(30) 내부의 온수라인(35b)을 제 3 전열관(63)이라 이름한다.
[제 3 쉘]
상기 흡수식 칠러에서는, 상기 제 1 재생기(30)에서 분리된 기상 냉매가 응축기(70)로 쉽게 유동되도록, 상기 제 1 재생기(30), 응축기(70) 및 보조 재생기(55)가 하나의 쉘인 제 3 쉘(5)에 구비될 수 있다.
상기 제 3 쉘(5)의 내부에는 가열된 희용액으로부터 분리된 기상냉매가 상기 응축기(70)로 유동하도록 가이드하는 제 3 엘리미네이터(34)가 배치될 수 있다.
그리고 제 3 쉘(5)의 내부에는 상기 온수라인(35)이 제 1 재생기(30) 및 보조재생기(55)에서 흡수액과 열 교환을 위해 배치될 수 있다. 이에 대한 상세한 설명은 후술한다.
[제 2 재생기]
상기 제 2 재생기(40)는 상기 제 1 재생기(30)로부터 1차 재생된 흡수액(중간액)을 공급받아, 2차 재생하여 농액을 생성하기 위한 구성이다. 상기 제 2 재생기(40)는 상기 제 1 재생기(30)로부터 공급받은 중간액을 상기 제 1 재생기(30)에서 열 교환을 거친 온수 또는 스팀에 의해 열 교환됨으로써, 중간액에 섞인 냉매를 분리하여 중액을 농액으로 만들 수 있다.
상기 제 2 재생기(40)는 상기 제 1 재생기(30)로부터 공급되는 흡수액(중간액)을 분사하는 중간액분사기(41)를 포함할 수 있다. 상세히, 상기 중간액분사기(41)에서 분사되는 흡수액(중간액)은 상기 제 1 재생기(30)를 통과하여 상기 제 2 재생기(40)로 연장되는 온수라인(35)의 온수 또는 스팀에 의해 가열된다. 일례로, 상기 온수라인(35)의 온수는 약 72도씨이고, 상기 중간액분사기(41)에서 분사되는 흡수액은 약60도씨 이다. 이에 의하면, 상기 흡수액에 포함된 액 냉매는 기상냉매로 분리되고, 상기 흡수액은 농액을 구성하게 된다. 그리고 상기 분리된 기상냉매는 보조흡수기(50)로 유동하게 되며, 상기 농액은 다시 흡수기(20)의 농액분사기(21)로 유동하여 순환을 이루게 된다.
여기서, 상기 중간액분사기(41)로부터 분사된 중간액과 열 교환을 이루는 제 2 재생기(40) 내부의 온수라인(35d)을 제 4 전열관(64)이라 이름한다.
[제 2 쉘]
상기 흡수식 칠러에서는, 상기 제2 재생기(40)에서 2차 재생에 의해 분리된 기상냉매가 상기 보조흡수기(50)로 쉽게 유동될 수 있도록, 상기 제 2 재생기(40)와 상기 보조흡수기(50)가 하나의 쉘인 제 2 쉘(3)에 구비될 수 있다.
또한, 상기 제 2 쉘(3)의 내부에는, 중간액이 농액으로 2차 재생되는 제 2 재생기(40)의 재생영역과, 기상냉매가 보조흡수기(50)의 농액에 흡수되는 보조 흡수기(50)의 흡수영역을 구획하는 측벽 및 상기 측벽 상측에 배치되어, 재생영역에서 발생한 기상냉매가 상기 흡수영역으로 이동할 수 있도록 가이드하는 제 2 엘리미네이터(4)가 배치될 수 있다.
[보조흡수기]
상기 흡수식 칠러에는, 상기 흡수기(20)와 제 1, 2 재생기(30,40)를 순환하는 흡수액의 주 사이클과는 별개로, 보조흡수기(50)와 보조재생기(55)를 순환하는 보조 흡수액의 보조 사이클이 형성된다.
상기 보조흡수기(50)는 보조 흡수액(보조농액)을 상기 보조흡수기(50)의 흡수영역으로 분사하는 보조농액분사기(51)를 포함할 수 있다.
상기 보조농액분사기(51)에서 분사되는 보조농액은 상술한 상기 제 2 재생기(40)에서 제 2 엘리미네이터(4)를 통해 유입되는 기상냉매를 흡수하여 희액(보조희액)이 될 수 있다.
또한, 상기 보조흡수기(50)는 상기 보조농액이과 열 교환을 이루는 냉각수라인(25)이 배치할 수 있다. 이때의 냉각수라인(25)은 상술한 흡수기(20)에서의 열교환을 거친 냉각수라인(25)이 보조흡수기(50)로 연장되어 형성되는 것으로 이해할 수 있다. 일례로, 상기 냉각수라인(25)을 유동하는 냉각수는 약34도씨의 온도를 가질 수 있고, 상기 보조 흡수액은 약42도씨의 온도를 가질 수 있다. 따라서, 상기 제 2 재생기(40)로부터 유입되는 기상냉매를 흡수액이 흡수하는 과정에서 발생되는 열은 상기 냉각수라인(25)이 열 교환을 통해 흡수할 수 있다.
상기 제 2 재생기(40)로부터 유입된 기상냉매를 흡수하여 희액이 된 보조흡수액(희액)은 보조재생기(55)로 유입될 수 있다.
여기서, 열 교환을 이루는 상기 보조흡수기(50) 내부의 냉각수라인(25d)을 제 5 전열관(65)이라 이름한다.
[응축기]
상기 응축기(50)는 상기 제 1 재생기(30)에서 중간액이 형성되는 과정에서 분리된 기상냉매가 제 3 엘리미네이터(34)를 거쳐 유입되는 공간을 제공하고, 상기 기상냉매를 후술할 냉각수라인(25)과의 열 교환을 통해 응축시킬 수 있다. 이때의 냉각수라인(25)은 상술한 보조흡수기(50)에서 열 교환을 거친 냉각수라인이 응축기(70)로 연장되어 형성되는 것으로 이해할 수 있다. 일례로, 상기 냉각수라인(25)을 유동하는 냉각수의 온도는 약35도씨이다. 그리고 상기 기상냉매와 냉각수라인(25)이 열 교환을 이루어 응축된 액 냉매의 온도는 약 39도씨이다.
상기 응축기(50)는 응축된 냉매를 상기 증발기(10)로 유동시키기 위한 냉매유로(72)를 포함할 수 있다. 따라서, 상기 액 냉매는 상기 냉매유로(72)에 의하여 상기 증발기(10)로 유입되고, 상기 냉매분사기(11)를 통해 분사됨으로써 순환을 이루게 된다.
여기서, 상기 제 1 재생기(30)로부터 발생된 기상냉매와 열 교환을 이루는 응축기(70) 내부의 냉각수라인(25f)을 제 6 전열관(66)이라 이름한다.
[보조재생기]
상기 보조재생기(55)는 상기 보조흡수기(50)로부터 기상냉매를 흡수한 보조희액을 공급받아, 상기 보조희액을 재생하여 보조농액을 생성하기 위한 구성이다.
상기 보조재생기(55)는 상기 보조흡수기(50)로부터 공급받은 보조희액을 후술할 온수라인(35)과의 열 교환을 통해 가열시켜, 희액에 섞인 냉매를 기상냉매로 분리함으로써 보조희액을 보조농액으로 만들 수 있다.
상세히, 상기 보조재생기(55)에는 후술한 온수라인(25)이 배치되며, 상기 보조희액은 상기 온수라인(25)을 유동하는 온수 또는 스팀과 열 교환을 이루어 가열될 수 있다. 일례로, 상기 온수라인(25)을 유동하는 온수는 약 64도씨이고, 후술한 보조 열교환기(28)를 떠나 보조희액분사기(31)로 유입되는 보조흡수액은 약50도씨 이다. 이에 의하여, 희액에 포함된 액 냉매는 기상냉매로 분리될 수 있고, 보조흡수액은 농액을 형성할 수 있다. 그리고 상기 보조희액에서 분리된 기상냉매는 제 3 엘리미네이터(34)를 통해 응축기(70)로 유입될 수 있다.
상기 보조 재생기(55)는 보조흡수액(보조희액)을 가열공간에 분사하는 보조희액분사기(54)를 더 포함할 수 있다. 상기 보조희액분사기(54)가 분사하는 보조흡수액은 상기 보조흡수기(50)로부터 공급되는 보조희액으로 이해할 수 있다.
또한, 상기 보조재생기(55) 내부의 온수라인(25)은 상기 제 2 재생기(40)로부터 열 교환을 거친 온수라인(25)이 상기 보조재생기(55)로 연장되어 형성되는 것으로 이해할 수 있다.
여기서, 상기 보조희액분사기(54)로부터 분사된 보조희액과 열 교환을 이루는 보조재생기(55) 내부의 온수라인(35f)을 제 7 전열관(67)이라 이름한다.
[냉수라인]
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 냉수라인(16)을 더 포함할 수 있다.
상기 냉수라인(16)은 흡수식 칠러에서 냉수가 유동하는 라인이다. 상세히, 상기 냉수라인(16)은 외부에서 냉수가 유입되는 제 1 냉수라인(16a), 상기 제 1 냉수라인(16a)의 출구측과 연장되고, 증발기(10) 내부에 배치되어 냉매와 열 교환되는 제 2 냉수라인(16b) 및 상기 제 2 냉온수라인(16b)의 출구측과 연장되어 외부로 열 교환된 냉수를 배출하는 제 3 냉수라인(16c)을 포함할 수 있다.
한편, 상기 냉수는 하수구 등의 폐열원 공급원에서 공급되는 폐열원일 수 있고, 이러한 폐열원이 갖고 있는 폐열은 증발기(10)의 냉수라인에서 냉매로 회수될 수 있다. 일례로, 상기 냉수는, 제 1 냉수라인(16a)에서 약13도씨이고, 열 교환을 거친 후 제 3 냉수라인(16c)에서는 약 8도씨로 차가워질 수 있다.
[희액, 중간액, 농액라인]
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 희액라인(22), 중간액라인(32) 및 농액라인(42)을 더 포함할 수 있다.
상기 희액라인(22)은, 상기 흡수기(20)로부터 상기 제 1 재생기(30)로 연장되어, 상기 흡수기(20) 내부의 희액이 상기 제 1 재생기(30)로 유동하도록 가이드할 수 있다.
상기 중간액라인(32)은, 상기 제 1 재생기(30)로부터 상기 제 2 재생기(40)로 연장되어, 상기 제 1 재생기(30)로부터 1차 재생된 중간액이 상기 제 2 재생기(40)로 유동하도록 가이드할 수 있다.
상기 농액라인(42)은, 상기 제 2 재생기(40)로부터 상기 흡수기(20)로 연장되어, 상기 흡수기(20)로 상기 제 2 재생기(40) 내부의 농액이 유입되도록 가이드할 수 있다.
[희액펌프, 중간액펌프, 농액펌프]
상기 희액라인(22)은, 상기 흡수기(20)로부터 상기 제 1 재생기(30)로 유입되는 희액의 양을 조절하기 위한 희액펌프(23) 및 제 1 밸브(24)를 포함할 수 있다.
상기 중간액라인(32)은, 상기 제 1 재생기(30)로부터 상기 제 2 재생기로 유입되는 중간액의 양을 조절하기 위한 중간액펌프(33) 및 제 2 밸브(34)를 포함할 수 있다.
상기 농액라인(42)은, 상기 제 2 재생기(40)로부터 상기 흡수기(20)로 유입되는 농액의 양을 조절하기 위한 농액펌프(43) 및 제 3 밸브(44)를 포함할 수 있다.
[보조희액라인, 보조희액펌프, 보조농액라인, 보조농액펌프]
한편, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 보조희액라인(52), 보조농액라인(56) 및 보조열교환기(58)를 더 포함할 수 있다.
상기 보조희액라인(52)은 상기 보조흡수기(50)로부터 상기 보조재생기(55)로 연장되어, 상기 보조흡수기(50) 내부의 보조희액이 상기 보조재생기(55)로 유동하도록 가이드할 수 있다.
상기 보조농액라인(56)은, 상기 보조재생기(55)로부터 상기 보조흡수기(50)로 연장되어, 상기 보조흡수기(50)로 상기 보조재생기(55) 내부의 농액이 유입되도록 가이드할 수 있다.
상기 보조열교환기(52)는 상기 보조희액라인(52)에 배치되고, 상기 보조농액라인(56)이 관통하도록 배치되어, 상기 보조희액라인(52)을 흐르는 희액과 상기 보조농액라인(56)을 흐르는 농액이 열 교환을 이루는 수단이다. 일례로, 상기 보조열교환기(52)는 판형열교환기를 포함할 수 있다.
[냉각수 라인]
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 상술한 바와 같이 냉각수라인(25)을 더 포함할 수 있다.
상기 냉각수라인(25)은, 외부로부터 냉각수가 상기 흡수기(20)로 유입되도록 가이드하는 제 1 냉각수라인(25a), 상기 제 1 냉각수라인(25a)과 연결되고 상기 흡수기(20) 내부에 배치되어, 상기 흡수기(20) 내부에 유입되는 농액이 기상냉매를 흡수하며 발생하는 열을 흡수하기 위한 제 2 냉각수라인(25b), 상기 제 2 냉각수라인(25b)으로부터 상기 보조흡수기(50)로 연장되는 제 3 냉각수라인(25c), 상기 제 3 냉각수라인(25c)에 연결되고, 상기 보조흡수기(50) 내부에 배치되어, 상기 보조흡수기(50) 내부의 기상냉매와 열 교환되는 제 4 냉각수라인(25d), 상기 제 4 냉각수라인(25d)으로부터 상기 응축기(70)로 연장되는 제 5 냉각수라인(25e), 상기 제 5냉각수라인(25e)에 연결되고, 상기 응축기(70) 내부에 배치되어, 상기 응축기(70) 내부의 기상냉매와 열교환 되는 제 6 냉각수라인(25f) 및 상기 제 6 냉각수라인(25f)에 연결되어 열 교환된 냉각수를 외부로 배출하는 제 7 냉각수라인(25g)을 포함할 수 있다.
[온수라인]
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 상술한 바와 같이 온수라인(35)을 더 포함할 수 있다.
상기 온수라인(35)은, 제 1 재생기(30), 제 2 재생기(40) 및 보조재생기(55)에서 흡수액을 가열시키기 위한 구성으로, 온수 또는 스팀을 열원으로 사용한다.
상기 온수라인(35)은, 외부로부터 온수 또는 스팀이 상기 제 1 재생기(30)로 유입되도록 가이드하는 제 1 온수라인(35a), 상기 제 1 온수라인(35a)과 연결되고 상기 제 1 재생기(30) 내부에 배치되어 상기 제 1 재생기(30) 내부에 유입되는 농액과 열 교환을 통해 기상냉매를 분리하는 제 2 온수라인(35b), 상기 제 2 온수라인(35b)으로부터 상기 제 2 재생기(40)로 연장되는 제 3 온수라인(35c), 상기 제 3 온수라인(35c)에 연결되고 상기 제 2 재생기(40) 내부에 배치되어 상기 중간액분사기(41)로부터 분사되는 중간액과 열 교환을 통해 기상냉매를 분리하는 제 4 온수라인(35d), 상기 제 4 온수라인(35d)으로부터 상기 보조재생기(55)로 연장되는 제 5 온수라인(35e), 상기 보조재생기(55) 내부에 배치되어 상기 보조재생기(55) 내부로 분사되는 보조희액과 열 교환을 통해 기상냉매를 분리하는 제 6 온수라인(35f) 및 상기 제 6 온수라인(35f)에 연결되어 온수 또는 스팀을 외부로 배출하는 제 7 온수라인(35g)를 포함할 수 있다.
[저온 열교환기, 고온 열교환기]
본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는 저온 열교환기(27) 및 고온 열교환기(28)를 더 포함할 수 있다.
상기 저온 열교환기(27)는 상기 희액라인(22)에 배치되고, 상기 농액라인(42)이 관통하도록 배치되어, 상기 희액라인(22)을 흐르는 희액과 상기 농액라인(42)을 흐르는 농액이 열교환되는 수단이다.
상기 고온 열교환기(28)는 상기 중간액라인(32)에 배치되고, 상기 희액라인(22)이 관통하도록 배치되어, 상기 희액라인(22)을 흐르는 저온 열교환기로부터 열교환된 희액과 상기 중간액라인(32)을 흐르는 중단액이 열 교환되는 수단이다.
[주 사이클]
아래에서는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러의 냉방운전에 대해 설명한다. 먼저, 주 사이클에 대해 설명한다.
상기 제 1 냉수라인(16a)에 냉수가 유입되어, 상기 제 2 냉수라인(16b)로 냉수가 유동하면, 상기 증발기(10)에 배치된 냉매분사기(11)에서 액 냉매가 분사된다.
상기 냉매분사기(11)로부터 분사된 액 냉매와 상기 제 2 냉수라인(16b)을 유동하는 냉수가 열 교환되면서, 냉수는 냉각되어 상기 제 3 냉수관(16c)을 통해 배출되고, 액 냉매는 증발하여 기상냉매로 변한다. 증발된 기상냉매는 상기 제 1 엘리미네이터(2)를 통해 상기 흡수기(20)로 이동한다.
기상냉매가 상기 흡수기(20) 내부로 유입되면, 상기 흡수기(20)의 상기 흡수액분사기(21)에서 농액이 분사되면서 농액이 기상냉매를 흡수하여 희액 상태로 변한다.
또한, 농액이 기상냉매를 흡수하는 과정에서 발생되는 열은 상기 제 2 냉각수라인(25b)을 유동하는 냉각수에 의해 흡수될 수 있다.
상기 흡수기(20)에서 기상냉매를 흡수한 희액은 상기 희액라인(22)을 통해 상기 저온 열교환기(27) 및 상기 고온 열교환기(28)를 거쳐 상기 제 1 재생기(30)로 유입될 수 있다.
상기 제 1 재생기(30)에서는 상기 제 2 온수라인(35b)을 유동하는 온수 또는 스팀에 의해 희액이 가열되어 중액으로 변화하고, 상기 희액으로부터 분리된 기상냉매는 상기 응축기(70)로 유동할 수 있다.
상기 제 1 재생기(30)의 중간액은 상기 중간액라인(32)으로 유동하여 고온 열교환기(28)를 거쳐 상기 제 2 재생기(40)로 유입할 수 있다.
상기 제 2 재생기(40)에서는 유입된 중간액과 상기 제 4 온수라인(35d)을 유동하는 온수 또는 스팀간의 열 교환이 일어날 수 있다. 상기 제 2 재생기(40)에서 중간액은 2차 재생되어 농액으로 변화하고, 여기서, 분리된 기상냉매는 보조흡수기(50)로 유입될 수 있다.
즉, 중간액이 2차 재생되는 과정에서 발생한 기상냉매는 상기 제 2 엘리미네이터(4)를 통해 상기 보조흡수기(50)로 유입될 수 있다.
또한, 상기 제 1 재생기(30)에서 발생한 기상냉매는 제 3 엘리미네이터(34)를 통해 응축기(70)로 유입될 수 있다.
또한, 상기 제 2 재생기(40)에서 변화된 농액은 상기 농액라인(42)을 통해 저온 열교환기(27)를 거쳐 상기 흡수기(20)의 상기 농액 분사기(21)로 유입될 수 있다.
상기 응축기(70)에서 상기 제 3 엘리미네이터(6)를 통해 유입된 제 1 재생기(10)로부터의 기상냉매 및 보조재생기(55)로부터의 기상냉매는 응축될 수 있다. 상기 응축기(50)로 유입된 기상냉매와 상기 응축기(50) 내부에 배치된 상기 제 6 냉각수라인(25f)을 유동하는 냉각수가 열 교환되어, 기상냉매는 액 냉매로 응축되고, 냉각수는 상기 제 7 냉각수라인(25g)을 통해 외부로 배출될 수 있다.
또한, 상기 응축기(50)에서 응축된 액냉매는 냉매유로(72)을 통해 상기 증발기(10)로 유입될 수 있다.
[보조사이클]
이하에서는, 보조 사이클에 대해 설명한다.
주 사이클에서 설명한 바와 같이, 상기 제 2 재생기(40)에서 분리된 기상냉매는 제 2 엘리미네이터(4)를 거쳐 보조흡수기(50)로 유입되고, 상기 보조흡수기(50)로 분사되는 보조농액은 상기 기상냉매를 흡수하여 보조희액 상태로 변하다.
또한, 보조농액이 기상냉매를 흡수하는 과정에서 발생되는 열은 상기 제 4 냉각수라인(25d)을 유동하는 냉각수에 의해 흡수될 수 있다.
상기 보조흡수기(50)에서 기상냉매를 흡수한 보조희액은 상기 보조희액라인(52)을 통해 보조열교환기(58)를 거쳐 상기 보조재생기(55)로 유입된다.
상기 보조재생기(55)에서는 상기 제 6 온수라인(35f)을 유동하는 온수 또는 스팀에 의해 보조희액이 가열되어 보조농액으로 변화하고, 상기 보조농액은 상기 보조농액라인(56)을 통해 보조흡수기(50)로 유입된다. 그리고 보조희액이 가열되면서 발생하는 기상냉매는 상기 제 2 엘리미네이터(34)를 통해 상기 응축기(70)로 유입된다.
[전열관]
상술한 바와 같이, 전열관(61,62,63,64,65,66,67)은 상기 증발기(10), 흡수기(20,50), 재생기(30,40,55) 및 응축기(70) 중 적어도 어느 하나에 위치할 수 있다. 상세히, 열 교환이 이루어지는 제 2 냉수라인(16b), 제 2 냉각수라인(25b), 제 2 온수라인(35b), 제 4 온수라인(35d), 제 4 냉각수라인(25d), 제 6 냉각수라인(25f) 및 제 6 온수라인(35f)은, 흡수식 칠러의 제 1 내지 제 7 전열관(61,62,63,64,65,66,67)에 해당한다.
설명의 편의를 위하여, 제 1 내지 제 7 전열관(61,62,63,64,65,66,67)을 합쳐서 설명하는 경우, 전열관(60)으로 설명하도록 한다. 다만, 상기 전열관(60)의 개수는 본 발명의 실시예에 개시되는 전열관의 개수에 한정되지 않는다.
구체적으로, 제 1 전열관(61)은 상기 제 2 냉수라인(16b)을 의미하며, 제 2 전열관(62)은 상기 제 2 냉각수라인(25b)을 의미하고, 제 3 전열관(63)은 상기 제 2 온수라인(35b), 제 4 전열관(64)은 상기 제 4 온수라인(35d)을 의미하고, 제 5 전열관(65)은 상기 제 4 냉각수라인(25d)을 의미하며, 제 6 전열관(66)은 상기 제 6 냉각수라인(25f)을 의미하고, 제 7 전열관(67)은 상기 제 6 온수라인(35f)을 의미한다.
다른 측면에서 상기 전열관은 상기 냉수라인(16), 냉각수라인(25) 및 온수라인(35) 중 적어도 어느 하나에 구비되는 것으로 이해할 수 있다.
또한, 상기 제 1 전열관(61)은 상기 냉수라인(16)의 적어도 어느 일 부분을 구성할 수 있고, 상기 제 2 전열관, 제 5 전열관(65) 및 제 6 전열관(66)은 상기 냉각수라인(25)의 적어도 어느 일 부분을 구성할 수 있다. 마찬가지로, 상기 제 3 전열관(64), 제 4 전열관(64) 및 제 7 전열관(67)은 상기 온수라인(35)의 적어도 어느 일 부분을 구성할 수 있다.
후술할 연성 스테인리스 강관은, 상기 제 1 내지 제 7 전열관 중 적어도 어느 하나의 전열관으로 구성될 수 있다.
[전열관의 형상]
도 4는 본 발명의 제 1 실시예 따른 흡수식 칠러의 전열관에 대한 형상을 보여주는 도면이고, 도 5는 상기 도 4의 전열관 단면도이다. 상기 도 4 및 도 5에서 도시되는 본 발명의 전열관(60)은 후술할 연성 스테인리스 강으로 구성된다.
도 4 및 도 5를 참조하면, 전열관(60)은, 외둘레면에 돌출 형성된 다수의 핀(108)을 포함할 수 있다. 상기 전열관은 중공 형상일 수 있다. 그리고 상기 전열관(60)은 길이 방향으로 용접 접합부(105)가 길게 형성된다. 상기 전열관(60)은 스테인리스 강 판체를 중공 원통 형상으로 말아서 용접 접합할 수 있으므로, 용접 접합부(105)는 전열관의 길이 방향으로 길게 형성될 수 있다.
또한, 상기 전열관(60)은 내둘레에 나선형으로 연속되는 릿지(106)가 내측으로 돌출되어 형성될 수 있다. 그리고 상기 다수의 핀(108)은 전열관(60)의 외면에 일체로 형성될 수 있다.
상기 릿지(106)는 전열관(60)의 내부에 나선 형상으로 형성될 수 있고, 전열관(60)의 길이 방향으로 릿지(106)와 그루브(107)가 교대로 위치될 수 있다.
상기 전열관(60)은 릿지(106) 및 그루브(107)에 의해 전열관(60)의 내측 열 전달 면적을 높일 수 있다.
본 발 명의 실시예에 따른 릿지(106)와 그루브(107)는 전열관(60)의 내측을 기준으로 정의된다.
또한, 상기 전열관(60)은 내면에 길이 방향으로 릿지(106)와 그루브(107)가 교대 형성될 수 있고, 외면에 길이 방향으로 외측 그루브와 외측 릿지가 교대로 형성될 수도 있다.
상기 다수의 핀(108)은 상기 전열관(60) 외면에 돌출 형성되어 전열관(60)의 외측 열전달 면적이 높일 수 있다.
한편, 상기 전열관(60)은 핀(108)의 높이(Hf) 및 릿지(106)의 높이(Hr)에 따라 열전달 성능이 상이할 수 있다.
[최대외부반경 및 최대내부반경]
상기 릿지(106)의 높이(Hr)는 열전달 성능에 영향을 미치는 중요 인자로서, 릿지(106)는 릿지가 형성되지 않는 전열관 보다 열전달 성능을 높일 수 있다. 물론, 동시에 상기 전열관(60)의 내구성을 확보할 수 있는 높이(Hr)를 갖는 것이 바람직하다. 일례로, 상기 전열관(60)은 릿지(106)의 높이(Hr)가 너무 낮을 경우, 열전달 성능 향상의 효과가 미비할 수 있고, 릿지(106)의 높이(Hr)가 너무 높을 경우, 릿지(106)의 형성에 의한 찢김 현상이 발생될 수 있다.
릿지(106)의 높이(Hr)는 핀(108) 및 릿지(106)가 형성된 전열관(60)의 최대내부반경(Max Ri) 및 최대외부반경(Max Ro)에 따라 상이할 수 있다. 여기서, 최대내부반경(Max Ri)은 전열관(60)의 중심축(O)으로부터 전열관의 내경 중 가장 큰 반경일 수 있다. 그리고, 최대외부반경(Max Ro)은 상기 중심축(O)으로부터 핀(108) 단부(109)까지의 외부반경 중 가장 큰 반경일 수 있다.
즉, 최대외부반경(Max Ro)은 최대내부반경(Max Ri)과 전열관의 두께(t)와, 핀(108) 높이(Hf)의 합일 수 있다. (즉, Max Ro = Max Ri + t + Hf)
[릿지의 높이와 총괄 열전달 계수]
본 발명의 실시예에 따른 흡수식 칠러의 전열관(60)은 최대 외경이 10mm 내지 20mm일 수 있다. 이 경우, 릿지(106)의 높이(Hr)는 핀(108) 및 릿지(106)가 형성된 최대내부반경(Max Ri)의 0.084배 미만일 수 있다.
한편, 릿지(106)의 높이(Hr)는 핀(108) 및 릿지(106)가 형성된 최대외부반경(Max Ro)의 0.031배 초과일 수 있다. 일례로, 상기 전열관의 릿지(106)는 높이가 0.3mm 내지 0.5mm일 수 있다.
앞서 배경기술에 기술한 선행기술문헌을 참고하면, 전열관에 릿지(106)가 형성된 경우의 총괄 열전달 계수는 릿지(106)가 형성되지 않는 경우의 총괄 열전달 계수 보다 높고, 릿지(106)의 높이(Hr)가 높을수록 총괄 열전달 계수가 높은 것이 확인된다. 따라서, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관으로 구성되는 전열관(60)은 상기 릿지(106)를 형성할 수록 총괄 열 전달 계수가 향상되며, 상기 릿지(106)의 높이가 높아질수록 총괄 열전달 계수가 향상될 것이 자명하다.
[전열관의 형상 제조방법]
도 6는 상기 도4에서 연성 스테인리스 강으로 구성되는 전열관의 형상에 대한 제조 방법 순서도이고, 도 7은 도 6의 제조 방법에 의해 제조되는 전열관 공정이 도시된 공정도이다.
상기 도 6 및 도 7을 참조하면, 상기 도 4에서의 릿치(106)를 가지는 전열관 형상 제조 방법은, 조관 단계(S11)과, 핀 가공 단계(S12)와, 가공 단계(S13)를 포함한다.
조관 단계(S11)는 도 7의 (a)에 도시된 바와 같이, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강 판체를 말고, 상기 연성 스테인리스강 판체의 양측 단부를 용접 접합하여 중공 형상의 연성 스테인리스강 튜브를 형성하는 단계이다.
상기 조관 단계(S1)시 연성 스테인리스 강 판체는 도 7의 (a)에 도시된 바와 같이, 말리면서, 그 단부가 용접 접합될 수 있고, 한 쌍의 압력 롤러(101)(102) 사이를 통과하면서 단부가 가압되어 중공 원통 형상이 될 수 있다.
도 7의 (a)에 도시된 연성 스테인리스 강으로 구성되는 전열관(60)은 그 길이 방향으로 긴 용접 접합부(5)를 갖을 수 있고, 핀 가공을 위해 이동될 수 있다.
핀 가공 단계(S12)는 조관 단계(S11) 후, 실시될 수 있다.
상기 핀 가공 단계(S12)는 제1디스크(111,112)로 전열관 외둘레면에 다수의 핀(108)을 형성하는 단계이다.
상기 제1디스크(111,112)는 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이, 요철부(114)가 형성될 수 있고, 요철부(114)는 조관 단계(S11)에서 형성된 전열관 외둘레면에 다수의 핀(108)을 형성할 수 있다. 상세히, 상기 핀 가공 단계(S2)는 제1디스크의 한 쌍(111,112) 사이로 전열관을 통과시키면서 요철부(114)로 핀(108)을 형성할 수 있다.
한편, 도 7(b)를 참조하면, 전열관은 상기 제 1 디스크(111,112)를 통과하면서 상기 핀(108)을 형성하기 때문에, 상기 전열관은 상기 제 1 디스크(111,112)의 요철부(114)에 닿지 않고 지지되는 부분이 발생한다. 따라서, 상기 요철부(114)에 닿지 않고 상기 제 1 디스크(111,112)에 지지되는 전열관의 일 부분은, 상기 핀(108)을 형성할 수 없다.
즉, 전열관은 상기 핀(108)이 형성되지 않는 일 부분이 발생할 수 있으며, 이를 전열관(60)의 미가공 부분이라 이름한다.
상기 미가공 부분은 전열관(60)의 일 단부에서부터 길이방향으로 일정 거리만큼 형성될 수 있다. 일례로, 상기 미가공 부분은 약 10cm 정도 형성될 수 있다.
가공 단계(S13)는 핀 가공 단계(S12) 후, 실시될 수 있다.
상기 가공 단계(S13)는 도 7의 (c)에 도시된 바와 같이, 핀(108)이 형성된 전열관 외부에서 제2디스크(121,122,123)로 가압하여 전열관의 내둘레에 나선형으로 연속되는 릿지(106)를 돌출 형성하는 가공을 실시하는 단계이다.
상기 가공 단계(S13)는 제2디스크의 복수개(121,122,123) 사이로 핀(108)이 형성된 전열관을 통과시키면서 릿지(106)를 형성할 수 있다.
상기 가공 단계(S13)에 의해 형성되는 릿지(106)의 높이(Hr)는 핀(108) 및 릿지(106)가 형성된 전열관의 최대외부반경(Max Ro) 0.031배 초과이고, 핀(108) 및 릿지(106)가 형성된 전열관의 최대내부반경(Max Ri) 0.084배 미만의 범위로 형성될 수 있다.
한편, 상기 가공 단계(S13)에서, 상술한 가공 방법과 달리, 핀(108)이 형성된 전열관 내측으로 릿지(106) 및 그루브(107)를 형성할 수 있는 볼 형상의 가공 공구를 삽입하는 가공도 가능하다.
앞서 배경기술에서 기술한 선행기술문헌의 경우, 스테인리스 강(STS400계열)의 높은 경도로 인해 볼 형상의 가공 공구에 의한 내부 형상 가공이 용이하지 않으며, 볼 형상인 가공 공구의 마모가 심하여 가공 공구의 비용이 증대되는 문제점을 가진다.
반면에, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강은, 후술할 성질에 따라 종래 스테인리스 강보다 경도가 낮기 때문에 상기 볼 형상의 가공 공구를 삽입하여 가공을 수행할 수 있는 장점이 있다.
한편, 종래의 전열관은 동 배관 또는 일반적인 스테인리스 강관을 사용하였다. 전열관으로 상기 동 배관을 사용하는 경우에는 높은 비용, 낮은 내부식성 및 내마모성에 의한 문제가 발생하며, 전열관으로 상기 일반적인 스테인리스 강관을 사용하는 경우에는 수 배관 등의 다른 배관과 연결을 위한 확관 작업의 어려움, 낮은 가공성 및 벤딩성, 낮은 설계 자유도가 문제가 된다.
결국, 전열관은, 동 배관을 사용하는 경우보다 비용이 저렴하고, 항복 강도와 최대 허용응력이 높으며, 내부식성 및 내마모성이 향상되어야 하고, 동시에 일반적인 스테인리스 강관을 사용하는 것보다 강도 및 경도가 낮아 가공성이 향상되어야 하는 것이 바람직하다.
본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관으로 상기 제 1 내지 제 7 전열관(61,62,63,64,65,66,67)을 구성하면, 종래의 동 배관을 사용하는 경우보다 저가이면서 강도가 높고, 내부식성과 내구성이 높으며, 동시에 종래 스테인리스 강관(STS 400계열 등)보다 강도 및 경도가 낮아 가공성이 우수하며, 설치 작업을 용이성 및 편리성을 향상시킬 수 있다.
한편, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관이 사용되는 전열관은, 1종 효용 흡수식 냉동기에도 적용 가능함은 물론이다.
<전열관의 소재>
이하에서는 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스강의 특성을 정의하는 구성 요소들에 대하여 설명하며, 이하에서 설명되는 각 구성 요소의 구성비는 중량비(weight percent, wt.%)임을 밝혀둔다.
도 8은 99%의 오스테나이트 기지 조직과 1% 이하의 델타 페라이트 조직을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이고, 도 9는 오스테나이트 기지 조직만을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이다.
1. 스테인리스강의 조성(composition)
(1) 탄소(C, carbon) : 0.3% 이하
본 발명의 실시예에 따른 스테인리스 강은 탄소(C)와 크롬(Cr, chromium)을 포함한다. 탄소는 크롬과 반응하여 크롬탄화물(chromium carbide)로 석출되는데, 입계(grain boundary) 또는 그 주변에 크롬이 고갈되어 부식의 원인이 된다. 따라서, 탄소의 함량은 적게 유지되는 것이 바람직하다.
탄소는 타 원소와 결합하여 크리프 강도(creep strength)를 높이는 작용을 하는 원소이고, 탄소의 함량이 0.03%를 초과하면 오히려 연성을 저하시키는 요인이 된다. 따라서, 본 발명에서는 탄소의 함량을 0.03% 이하로 설정한다.
(2) 규소(Si, silicon) : 0 초과 1.7% 이하
오스테나이트 조직은 페라이트 조직 또는 마르텐사이트 조직에 비해 낮은 항복 강도를 가진다. 따라서, 본 발명의 연성 스테인리스 강이 구리와 유사 또는 동등한 수준의 휨성(또는 휨 자유도)를 가지기 위해서는 스테인리스 강의 기지 조직이 오스테나이트로 이루어지는 것이 좋다.
그러나, 규소는 페라이트를 형성하는 원소이기 대문에, 규소의 함량이 증가할 수록 기지 조직에서 페라이트의 비율이 증가하게 되고, 페라이트의 안정성이 높아지게 된다. 규소의 함량은 가능한 한 적게 유지되는 것이 바람직하지만, 제조 과정에서 규소가 불순물로 유입되는 것을 완전히 차단하는 것은 불가능하다.
규소의 함량이 1.7%를 초과하면 스테인리스 강이 구리 소재 수준의 연성을 가지기 어렵고, 충분한 가공성을 확보하기 어려워진다. 따라서, 본 발명의 실시예에 따른 스테인리스 강에 포함되는 규소의 함량을 1.7% 이하로 설정한다.
(3) 망간(Mn, manganess) : 1.5 ~ 3.5%
망간은 스테인리스 강의 기지 조직이 마르텐사이트계로 상변태되는 것을 억제하고, 오스테나이트 구역을 확대시켜 안정화하는 작용을 한다. 만일, 망간의 함량이 1.5% 미만이면, 망간에 의한 상변태 억제 효과가 충분히 나타나지 않는다. 따라서, 망간에 의한 상변태 억제 효과를 충분히 얻기 위해서는 망간의 함량 하한을 1.5%로 설정한다.
그러나, 망간의 함량이 증가할 수록 스테인리스 강의 항복 강도가 상승하여, 스테인리스 강의 연성을 저하시키는 요인이 되므로, 망간의 함량 산한을 3.5%로 설정한다.
(4) 크롬(Cr, chromium) : 15 ~ 18%
망간은 스테인리스강의 부식개시저항성(Corrosion Initiation Resistance)을 향상시키는 원소이다. 부식개시란, 부식되지 않음 모재(base material)에 부식이 존재하지 않은 상태에서 최초로 부식이 발생하는 것을 의미하고, 부식개시저항성이란 모재에 최초로 부식이 발생하는 것을 억제하는 성질을 의미한다. 이는, 내식성과 동일한 의미로 해석될 수 있다.
크롬의 함량이 15.0%보다 낮으면 스테인리스 강이 충분한 부식개시 저항성(또는 내식성)을 갖지 못하므로, 본 발명에서는 크롬의 함량 하한을 15.0%로 설정한다.
반대로, 크롬의 함량이 너무 많아지면 상온에서 페라이트 조직이 되어 연성이 감소하게 되며, 특히 고온에서 오스테나이트의 안정성이 없어져 취화하기 때문에 강도의 저하를 초래한다. 따라서, 본 발명에서는 크롬의 함량 상한을 18.0%로 설정한다.
(5) 니켈(Ni, nickel) : 7.0 ~ 9.0%
니켈은 스테인리스 강의 부식성장저항성(Corrosion Growth Resistance)을 향상시키고, 오스테나이트 조직을 안정화시키는 성질을 가지고 있다.
부식성장이란, 이미 모재에 발생된 부식이 넓은 범위로 퍼지면서 성장하는 것을 의미하고, 부식성장저항성이란, 부식의 성장을 억제하는 성질을 의미한다.
니켈의 함량이 7.0%보다 낮으면 스테인리스 강이 충분한 부식성장저항성을 가지지 못하므로, 본 발명의 니켈의 함량 하한을 7.0%로 설정한다.
또한, 니켈의 함량이 과잉되면 스테인리스강의 강도와 경도를 증가시켜 스테인리스 강의 충분한 가공성을 확보하기 어려워진다. 뿐만 아니라, 비용 증가를 초래하여 경제적인 면에서도 바람직하지 않다. 따라서, 본 발명에서 니켈의 함량 상한을 9.0%로 설정한다.
(6) 구리(Cu, Copper) : 1.0 ~ 4.0%
구리는 스테인리스강의 기지 조직이 마르텐사이트 조직으로 상변태되는 것을 억제하여, 스테인리스강의 연성을 높이는 작용을 하다. 구리의 함량이 1.0% 미만이면 구리에 의한 상변태 억제 효과가 충분히 나타나지 않는다. 따라서, 본 발명에서는 구리에 의한 상변태 억제 효과를 충분히 얻기 위해서, 구리의 함량 하한을 1.0%로 설정한다.
특히, 스테인리스강이 구리의 휨성과 동등 또는 유사한 수준의 휨성을 가지도록 하기 위해서는, 구리의 함량이 1.0% 이상으로 되어야 한다.
구리의 함량이 증가할수록, 기지 조직의 상변태 억제 효과가 증가하지만, 그 증가폭은 점차 작아진다. 그리고, 구리의 함유량이 과잉되어 4 ~ 4.5%를 초과하면 그 효과는 포화되고 마르텐사이트 발생을 촉진하기 때문에 바람직하지 않다. 그리고, 구리가 고가의 원소이기 때문에 경제성에도 영향을 주게 된다. 따라서, 구리의 상변태 억제 효과가 포화 수준 미만으로 유지되고 경제성이 확보될 수 있도록 구리의 함량 상한을 4.0%로 설정한다.
(7) 몰리브덴(Mo, molybdenum) : 0.03% 이하
(8) 인(P, phosphorus) : 0.04% 이하
(9) 황(S, sulfer) : 0.04% 이하
(10) 질소(N, nitrogen) : 0.03% 이하
몰리브덴, 인, 황. 및 질소는 강철 반제품에 본래부터 포함되어 있는 원소들로 스테인리스강을 경화시키므로, 가능한 낮은 함량으로 유지하는 것이 바람직하다.
2. 스테인리스강의 기지 조직(matrix structure)
스테인리스 강을 금속 조직(또는 기지조직) 측면에서 분류하면, 크롬(18%)과 니켈(8%)을 주성분으로 하는 오스테나이트계(Ostenite type) 스테인리스강과, 크롬(18%)을 주성분으로 하는 페라이트계(Ferrite type) 스테인리스 강, 및 크롬(8%)을 주성분으로 하는 마르텐사이트계(Martensite type) 스테인리스 강으로 분류된다.
그리고, 오스테나이트계 스테인리스강이 염분이나 산에 대한 내식성이 우수하고, 연성이 큰 특징을 가지고 있기 때문에, 본 발명의 연성 스테인리스강은 기지 조직이 오스테나이트계 스테인리스강이 좋다.
또한, 오스테나이트 조직은 페라이트 조직이나 마르텐사이트 조직에 비해 항복 강도와 경도가 낮은 특성을 가진다. 나아가, 동일한 조건에서 결정 크기를 성장시켰을 때, 오스테나이트의 평균 입도 크기가 가장 커서 연성을 높이는데 유리하다.
스테인리스강의 연성을 높이기 위해서는, 스테인리스 강의 기지 조직이 오스테나이트 조직으로만 이루어지는 것이 가장 바람직하다. 그러나, 스테인리스 강의 기지 조직을 오스테나이트만으로 제어하는 것이 매우 어렵기 때문에, 다른 기지 조직을 포함할 수 밖에 없다.
상세히, 오스테나이트계 스테인리스강의 연성에 영향을 주는 다른 기지 조직은 열처리 과정에서 발생하는 델타 페라이트(δ-Ferrite)이다. 즉, 상기 델타 페라이트의 함유량이 많을수록 스테인리스강의 경도는 높아지는 반면 연성은 떨어지게 된다.
스테인리스 강이 입도 면적을 기준으로 90% 이상 바람직하게는 99% 이상의 오스테나이트 기지 조직을 가지고, 1% 이하의 델타 페라이트 기지 조직을 가지는 것이 좋다. 따라서, 스테인리스 강의 연성을 크게 하기 위한 방법들 중 하나로서 오스테나이트계 스테인리스강에 포함된 델타 페라이트의 양을 감소시키는 것을 들 수 있다.
본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강이 1% 이하의 델타 페라이트 기지 조직을 가지는 경우에도, 상기 델타 페라이트가 결정립 전체에 균일하게 분포되는 것보다 국부적으로 특정 결정립에 밀집 분포되는 것이 연성 증가에 유리하다.
[연성 스테인리스 강의 미세조직]
도 8은 99%의 오스테나이트 기지 조직과 1% 이하의 델타 페라이트 조직을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이고, 도 9는 오스테나이트 기지 조직만을 갖는 스테인리스강의 미세 조직 사진이다.
도 8의 스테인리스 강과 도 9의 스테인리스 강은 입도번호 5.0 ~ 7.0에 해당하는 평균 입도 크기를 갖는다. 평균 입도 크기에 대해서는 아래에서 다시 설명한다.
아래 표 1은, 도 8의 스테인리스 강(소재 1)과 도 9의 스테인리스 강(소재 2)의 기계적 물성을 비교한 그래프이다.
종류 기계적 물성
항복강도[MPa] 인장강도[MPa 경도[Hv] 연신율[%]
소재 1 스테인리스강(오스테나이트 + 델타 페라이트) 180 500 120 52
소재 2 스테인리스강(오스테나이트) 160 480 110 60
상기 [표 1]을 참조하면, 소재 2가 소재 1에 비하여 강도와 경도에 있어서 더 낮은 물성을 갖는 것을 알 수 있다. 또한, 소재 2가 소재 1에 비하여 높은 연신율을 가지는 것을 알 수 있다. 이로부터, 스테인리스강의 강도와 경도를 낮추기 위해서는 스테인리스강이 오스테나이트 기지 조직만으로 이루어지는 것이 이상적이라 할 수 있다. 그러나, 델타 페라이트 기지 조직을 완전히 제거하는데는 어려움이 많으므로, 델타 페라이트 기지 조직의 비율을 최소한으로 가져가는 것이 좋다.
즉, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 소재는 델타 페라이트 기지 조직이 1% 이하인 스테인리스 강으로 이해할 수 있다.
또한, 상술한 바와 같이, 델타 페라이트 조직이 균일하게 분포되는 것보다 특정 결정립에 밀집하여 분포하면 스테인리스 강의 연질화에 더 좋은 효과가 있다.
도 8에서 큰 결정립(201)은 오스테나이트 기지 조직을 나타내고, 흑색 반점 형태의 작은 결정립(202)이 델타 페라이트 기지 조직을 나타낸다.
3. 스테인리스강의 평균 입도 크기(average diameter)
스테인리스강의 평균 입도 크기는, 조성 및/또는 열처리 조건에 따라 결정될 수 있다. 스테인리스 강의 평균 입도 크기는, 스테인리스 강의 강도와 경도에 영향을 미친다. 이를테면, 평균 입도 크기가 작을수록 스테인리스강의 강도와 경도는 커지고, 평균 입도 크기가 클수록 스테인리스강의 강도와 경도는 작아진다.
본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스강은, 구리의 함량과 델타 페라이트의 입도 면적을 조절하여 휨성이 좋은 특성 외에, 종래의 일반적인 스테인리스강에 비하여 강도와 경도가 낮은 특성을 가지며, 구리의 강도와 경도보다는 높은 특성을 가진다.
이를 위해서는, 스테인리스강의 평균 입도 크기를 30 ~ 60μm로 제한한다. 일반적인 오스테나이트 조직의 평균 입도 크기는 30μm보다 작다. 따라서, 제조 공정 및 열처리를 통해 평균 입도 크기를 30μm 이상으로 성장시켜야 한다.
미국재료시험협회(American Society for Testing and Materials, ASTM)의 기준에 따르면, 30 ~ 60μm의 평균 입도 크기는 5.0 ~ 7.0의 입도 번호(Grain size No.)에 해당한다. 이에 반해, 30μm보다 작은 평균 입도 크기는 ASTM 입도번호 7.5 이상에 해당한다.
스테인리스강의 평균 입도 크기가 30μm보다 작거나 입도 번호가 7.0보다 크면, 본 발명에서 요구하는 저강도 및 저경도의 특성을 가지지 못한다. 특히, 스테인리스강의 평균 입도 크기(또는 입도 번호)는 스테인리스강의 저강도 및 저경도 특성을 결정하는 핵심 인자에 해당한다.
아래 [표 2]를 참조하면, 종래의 동배관은 저강도 및 저경도의 물성을 가지므로, 냉매 순환 사이클을 구성하는 냉매 배관으로 상용화되어 있으나, 부식으로 인한 신뢰성 문제 및 신냉매에 대한 내압력성 문제를 안고 있다.
그리고, 비교예 2 내지 5의 스테인리스강들은 동배관에 비하여 과도하게 큰 강도와 경도를 가지기 때문에, 구리의 부식성과 내압력성 문제는 해결하더라도 가공성이 떨어지는 문제점을 안고 있다.
이에 반해, 본 발명의 실시예에 따른 스테인리스 강은 종래의 동배관보다 강도와 경도가 크고, 비교예 2 내지 5의 스테인리스강보다 낮은 강도와 경도를 가지기 때문에, 동 배관이 가지는 내식성과 내압력성 문제를 해소할 수 있어 R32와 같은 고압 신냉매용 배관으로 사용되기 적절하다.
뿐만 아니라, 동배관보다 높은 연신율을 가지기 때문에, 기존의 스테인리스강이 가지는 가공성 문제도 해결되는 장점이 있다.
종류 기계적 물성
항복강도[MPa] 인장강도[MPa] 경도[Hv] 연신율[%]
비교예 1 동배관(C1220T) 100 270 100 45이상
비교에 2-5 스테인리스강(입도번호 7.5이상) 200 내외 500 내외 130 내외 50이상
본 발명 스테인리스강(입도번호 5.0 ~ 7.0) 160 내외 480 내외 120 이하 60 이상
정리하면, 본 발명에서 정의되는 연성 스테인리스강은, 상기에서 설명된 바와 같은 구성 요소들이 설정 비율만큼 함유되고, 99%의 오스테나이트와 1%이하의 델타 페라이트를 가지는 스테인리스 강을 의미한다고 할 수 있다.
도 10는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 전열관의 외경(a) 및 내경(b)을 보여주는 도면이다. 도 10을 참조하면, 두께(t)는 외경(a)와 내경(b)의 차인 값의 절대값이 될 것이다.
한편, 종래 동 배관의 열전도 계수는 스테인리스 재질 배관의 열전도 계수보다 우수하다. 따라서, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관은 전열 성능을 최소 동 배관 수준 이상으로 확보하는 것이 문제된다.
본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관은, 관의 두께(t)를 줄이거나, 온수 또는 증기의 공급압력을 상승시킴으로써 전열 성능을 향상시킬 수 있다.
열 전도율(Thermal conductivity)은 전달 판의 두께(t)에 반비례하므로 두께(t)를 감소시킬수록 열 전도율은 향상된다. 다만, 종래 동 배관의 경우, 내부식성, 내마모성, 항복강도, 최대 허용응력이 상기 연성 스테인리스 강관보다 크게 낮다. 따라서, 내압을 견딤과 동시에 확관 작업을 위한 최소 두께가 상기 연성 스테인리스 강관보다 매우 크다.
다시 말해, 상기 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관은 종래 동 배관을 사용하는 경우와 비교할 때, 강도, 최대항복응력, 내부식성, 내마모성 등이 우수하므로 동일한 외경에서 훨씬 작은 두께(t)로 형성할 수 있다. 따라서, 상기 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관의 전열 성능은, 종래 동 배관을 사용하는 경우보다 동등 또는 그 이상의 성능을 얻을 수 있다.
이하에서는 동 배관보다 강도 등이 우수한 연성 스테인리스 강관의 최소 두께 설정 방법에 대해 상세히 설명한다.
[연성 스테인리스 강관의 두께 설정방법]
상기 연성 스테인리스 강관의 두께는 다음과 같은 수학식에 따라 결정될 수 있다. 하기의 수학식은 배관에 관한 규격 및 지침에 관한 코드를 제공하는 ASME B31.1 및 가스관계법령에서 정한 시설, 기술, 검사 등의 기술적 사항을 코드화한 KGS Code에 근거하여 산출된 것이다.
Figure PCTKR2018000569-appb-M000001
여기서, tm은 스테인리스 배관의 최소 두께, P는 설계압력(MPa), D0는 스테인리스 배관의 외경(mm), S는 허용 응력(MPa), Textra는 부식, 나사산가공 등에 따른 여유두께를 의미한다. 상기 Textra는 배관의 재질이 구리, 알루미늄 또는 스테인리스 강으로 구성되는 경우 0.2로 결정된다. 그리고 0.8은 보정계수(y) 값이 적용된 상수이며, 본 식에서 용접이음효율계수는 1로 산정하므로 상기 수학식 1에 나타나지 않는다.
[배관 관경의 정의]
도 10에 도시된 바와 같이, 전열관에 사용되는 연성 스테인리스 강관의 외경은 a이고, 그 내경은 b로 정의될 수 있다. 수학식 1을 살펴보면, 배관의 최소 두께는 배관의 외경에는 비례하고, 허용 응력에는 반비례함을 알 수 있다.
[허용 응력, S]
허용 응력은 기준 강도를 안전율로 나눈 것으로, 배관에 외력이 가해지는 경우 배관의 변형 또는 파손이 발생하지 않고 견딜만하다고 인정되어 중량을 가하도록 허용되어 있는 응력(변형력)의 최대값을 의미한다.
본 실시예에서 연성 스테인리스 강관의 허용응력 기준은 ASME SEC. VIII Div. 1에 기재된 코드를 만족하도록 도출된 것으로, 허용 응력(S)은 배관의 인장 강도를 3.5로 나눈 값 또는 배관의 항복 강도를 1.5로 나눈 값 중에 작은 값으로 설정될 수 있다. 허용 응력은 배관의 재질에 의해 변화되는 값이며, SME SEC. VIII Div. 1 기준 93.3Mpa로 결정될 수 있다.
배관에 동일한 응력이 가해지는 경우, 구리(동)에 비해 스테인리스는 응력의 마진이 크게 형성될 수 있으므로, 배관의 설계 자유도가 증가될 수 있다
[연성 스테인리스 강관의 외경]
본 발명의 실시예에 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관의 외경은, 종래 동배관의 경우와 같다.
이하의 표 3은, 종래 동 배관을 사용하는 전열관의 외경, 두께, 관의 온도에 대한 데이터이다.
[동 전열관] 외경 (mm) 두께 (mm) 온도 (°C)
응축기 19.05 0.5 40
증발기 12.7 또는 16 0.5 6~60
제1(고온)재생기 16 0.5 95
제2(저온)재생기 19.05 1.15 90
흡수기 16 0.5 27~40
표 3을 참조하면, 종래 동 배관을 사용하는 전열관의 두께는, 최소 두께 설정 기준(ASME B31.1)에 더하여, 확관 작업 등으로 필요한 여유 두께를 고려하여 0.5mm ~ 1.15 mm 의 값을 가진다. 반면에, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관을 사용하면, 종래 동 배관보다 높은 강도와 최대 허용응력 때문에 확관 작업 등에 필요한 여유 두께를 산정할 이유가 없어지므로 최소 두께 설정 기준을 만족하는 최소 두께 값으로 관의 두께를 설정할 수 있는 장점이 있다.
[설계압력, P]
설계압력은 사이클의 최고 운전 압력에 대응되어 결정할 수 있다. 상세히, 설계압력(P) 설정 기준은, 최고운전압력의 1.1배의 값과 최고운전압력에 1.8(kgf/cm^2)을 더한 값 중 더 큰 값으로 설정된다.
본 발명에서, 연성 스테인리스 강관으로 구성되는 전열관의 최소 두께(tm)를 산출하기 위한 설계압력(P) 값은 0.98 (MPa)이상 1.5 (MPa) 이하로 설정한다. 상기 설계압력(P)은 상술한 설계압력 설정 기준을 보수적으로 적용한 최소, 최대 값이다.
[연성 스테인리스 강관의 최소 두께 계산]
상기한 바와 같이, 허용 응력(S)은 ASME SEC. VIII Div. 1을 기준으로 93.3 MPa이며, 설계압력(P)은 0.98(MPa)~1.5(MPa)로 결정된다. 결정된 허용 응력(S)과 설계 압력(P)을 수학식 1에 적용하여 배관의 외경에 따라 계산된 배관의 최소 두께는 다음의 [표 4]를 통해 확인할 수 있다.
[연성 스테인리스 강관] 외경(mm) 설계압력(MPa) ASME B31.1최소두께 ts(mm) JIS B8607최소두께 ts-textra (mm)
응축기 19.05 0.98 0.299 0.099
1.5 0.352 0.152
증발기 12.7 0.98 0.266 0.066
1.5 0.301 0.101
16 0.98 0.283 0.083
1.5 0.327 0.127
제1(고온)재생기 16 0.98 0.283 0.083
1.5 0.327 0.127
제2(저온)재생기 19.05 0.98 0.299 0.099
1.5 0.352 0.152
흡수기 16 0.98 0.283 0.083
1.5 0.327 0.127
[표 4]를 참조하면, ASME B31.1에 근거하여 도출된 연성 스테인리스 강관의 최소 두께와 JIS B 8607에 근거하여 도출된 연성 스테인리스 강관의 최소 두께를 확인할 수 있다. 여기서, JIS B 8607는 일본에서 사용되는 배관의 기준 코드로서 JIS B 8607의 경우에는 ASME B31.1와는 달리 부식, 나사산가공 등에 따른 여유두께인 textra값을 고려하지 않으므로 최소두께가 ASME B31.1보다 작게 도출된다. textra값은 보통 동, 동합금, 알루미늄, 알루미늄 합금, 스테인리스의 경우 0.2(mm)로 설정될 수 있다.
[표 3] 및 [표 4]를 참조하여, 동일한 외경의 경우를 살펴보면, 동일한 외경을 갖도록 설계된 전열관을 실시예와 같이 연성 스테인리스 강관으로 형성한 경우에는, 관의 두께를 종래 0.5mm에서부터 1.15mm인 것이 최소 0.299mm에서부터 0.352mm까지로 더욱 감소시킬 수 있다. 이는 관의 내경을 더욱 크게 형성할 수 있음을 의미한다.
더욱 상세히, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관에서, 증발기(10) 내부에 배치되는 제 1 전열관(61)은, 외경이 12.7mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.266 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.301mm 이상의 두께를 가질 수 있다. 그리고 제 1 전열관(61)은 외경이 16mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.283 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.327mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 1 전열관(61)의 내경(외경-두께)은, 외경이 12.7mm일 때 최소 설계압력에서 12.434mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 12.399mm 이하의 값을 가질 수 있다. 그리고 외경이 16mm일 때 최소 설계압력에서 15.717mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 15.673mm 이하의 값을 가질 수 있다.
마찬가지로, 흡수기(20) 내부에 배치되는 제 2 전열관(62)은, 외경이 16mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.283 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.327mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 2 전열관(62)의 내경(외경-두께)은, 외경이 16mm일 때 최소 설계압력에서 15.717mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 15.673mm 이하의 값을 가질 수 있다.
또한, 제 1 재생기(30) 내부에 배치되는 제 3 전열관(63)은, 외경이 16mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.283 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.327mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 3 전열관(63)의 내경(외경-두께)은, 외경이 16mm일 때 최소 설계압력에서 15.717mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 15.673mm 이하의 값을 가질 수 있다.
또한, 제 2 재생기(40) 내부에 배치되는 제 4 전열관(64)은, 외경이 19.05mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.299 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.352mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 4 전열관(64)의 내경(외경-두께)은, 외경이 19.05mm일 때 최소 설계압력에서 18.751mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 18.098mm 이하의 값을 가질 수 있다.
또한, 응축기(70) 내부에 배치되는 제 6 전열관(66)은, 외경이 19.05mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.299 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.352mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 6 전열관(66)의 내경(외경-두께)은, 외경이 19.05mm일 때 최소 설계압력에서 18.751mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 18.098mm 이하의 값을 가질 수 있다.
한편, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 흡수식 칠러는, 보조재생기(55)와 보조흡수기(50)를 포함한다.
상기 보조흡수기(50)에 배치되는 제 5 전열관(65)은, 냉각수가 유동하는 배관으로 상기 흡수기(20)에 배치되는 전열관의 외경과 동일할 수 있다. 따라서, 상기 제 5 전열관(65)은 외경이 19.05mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.299 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.352mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 5 전열관(65)의 내경(외경-두께)은, 외경이 19.05mm일 때 최소 설계압력에서 18.751mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 18.098mm 이하의 값을 가질 수 있다.
또한, 상기 보조재생기(55)에 배치되는 제 7 전열관(67)은, 온수가 유동하는 배관으로 상기 제 2 (저온)재생기(40)의 외경과 동일할 수 있다. 따라서, 상기 제 7 전열관(67)은, 외경이 19.05mm인 경우에 최소 설계압력(0.98MPa)에서 최소 0.299 mm 이상의 두께를 가질 수 있고, 최대 설계압력(1.5MPa)에서 최소 0.352mm 이상의 두께를 가질 수 있다. (ASME B31.1 기준)
결국, 상기 제 7 전열관(67)의 내경(외경-두께)은, 외경이 19.05mm일 때 최소 설계압력에서 18.751mm 이하의 값을 가질 수 있으며, 최대 설계압력에서 18.098mm 이하의 값을 가질 수 있다.
[COP 증가]
상술한 바와 같이, 본 발명의 실시예와 같이 흡입 배관과 토출 배관을 연성 스테인리스 강관으로 구성하는 경우, 스테인리스의 허용응력이 구리의 허용응력에 비하여 크기 때문에, 수학식 1에 이를 적용하면 배관의 두께를 감소시킬 수 있음을 알 수 있다. 즉, 강도 또는 경도가 상대적으로 높은 연성 스테인리스 강관을 사용함으로써 허용 응력이 증가될 수 있고, 이에 따라 동일한 배관 외경에서의 두께 감소를 구현할 수 있는 것이다.
따라서, 본 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은 종래의 동 배관과 동일한 외경을 가지도록 설계되더라도 내경이 더 커지도록 설계될 수 있으므로, 관내를 유동하는 유체의 유동 저항을 감소시킬 수 있다. 이에 의하면, 냉수유량은 증가되므로 흡수식 칠러의 효율(COP)을 향상시킬 수 있다.
본 발명의 실시예에 따른 흡수식 칠러의 경우, 효율(COP)은 재생기의 가열량에 대한 냉동 능력의 비로 결정된다. 흡수식 칠러의 효율(COP)에 관한 식은 아래의 [수학식 2]와 같다.
Figure PCTKR2018000569-appb-M000002
상기 [수학식 2]에서 Qe(Kcal/h)는 냉동능력을 의미하며, 냉동능력은 냉수유량(m^3/h)에 비례한다. 그리고 Qg(Kcal/h)는 입열량을 의미한다.
상술한 바와 같이, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관을 사용하는 전열관은 종래 동 배관을 사용하는 경우보다 관의 내경이 확장되므로 상기 냉수유량이 증가되고, 상기 냉수유량의 증가로 인하여 효율(COP)이 개선될 수 있다.
도 11은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 제조방법을 보인 플로우 차트이고, 도 12은 도 11의 냉간 압연 공정(S1)을 개략적으로 보인 도면이고, 도 13은 도 11의 슬리팅 공정(S2)을 개략적으로 보인 도면이고, 도 14는 도 11의 포밍 공정(S3)을 개략적으로 보인 도면이고, 도 15 내지 도 18은 도 11의 제조방법에 따라 연성 스테인리스 강관을 제조하는 과정을 보인 단면도이고, 도 19는 도 11의 광휘소둔 공정(S7)을 개략적으로 보인 도면이다.
앞서 설명된 바와 같이, 종래의 스테인리스 강은 구리보다 높은 강도 및 경도를 가짐에도 불구하고, 가공성의 문제가 존재하며, 특히 스테인리스강으로 굽힘 가공을 수행하는 것이 어려운 문제점이 있었다.
[요구되는 연성 스테인리스 강관의 성질]
이러한 문제를 해결하기 위하여, 본 발명에 따른 연성 스테인리스 강관은, 구리를 포함하는 조성, 오스테나이트로 이루어지는 기지조직, 30~60㎛의 평균 입도 크기를 가짐으로써, 종래의 스테인리스강보다 저강도 및 저경도의 물성을 가진다.
특히, 오스테나이트는 페라이트나 마르텐사이트에 비해 저항복강도 및 저경도 특성을 가진다. 따라서, 본 발명에서 요구하는 저강도 및 저경도의 특성을 가진 연성 스테인리스 강관을 제조하기 위해서는, 연성 스테인리스 강관의 입도 면적을 기준으로 99% 이상의 오스테나이트 기지조직을 갖고 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가져야 한다.
이를 위하여, 본 발명에서는 연성 스테인리스 강관의 조성비뿐만 아니라, 추가적인 열처리를 수행하여, 연성 스테인리스 강관의 입도 면적을 기준으로 99% 이상의 오스테나이트 기지조직을 갖고 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가지는 것을 특징으로 한다.
<연성 스테인리스 강관의 열처리 공정>
연성 스테인리스 강관의 열처리 공정에 대하여 구체적으로 설명한다.
구리로 이루어진 배관이 인발이라는 단일 공정으로 형성될 수 있는 것과 달리, 연성 스테인리스강으로 이루어진 배관은 구리보다 높은 강도 및 경도를 갖기 때문에 단일 공정으로는 제조되기 어렵다.
본 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 열처리 공정은, 냉간 압연 공정(S1), 슬리팅(Slitting) 공정(S2), 포밍(Forming) 공정(S3), 용접(Welding) 공정(S4), 절삭(Cutting) 공정(S5), 인발(Drawing) 공정(S6) 및 광휘소둔(Bright Annealing)(S7) 공정을 포함할 수 있다.
[제 1 공정 : 냉간 압연 공정(S1)]
냉간 압연 공정(S1)은, 주조 공정에서 생산된 연성 스테인리스강을 재결정 온도 이하로 회전하는 2개의 롤 사이를 통과시켜 압연하는 공정으로 이해될 수 있다. 즉, 냉간 압연된 연성 스테인리스강은 박판의 표면 요철이나 주름 등이 교정되고 표면에 금속광택이 부여될 수 있다.
도 12에 도시된 바와 같이, 연성 스테인리스강은 시트(steet)(310) 형상으로 이루어지며, 시트(310)는 언코일러(uncoiler)에 의해 코일(Coil) 형상으로 감아져서 제공될 수 있다.
상기 시트(310)는 상하로 배치되어 회전하는 2개의 압연 롤(Roll)(320) 사이를 통과하여 연속적인 힘을 받음으로써, 표면적은 넓어지고 그 두께는 얇아질 수 있다. 본 실시예에서, 연성 스테인리스강은 주조 공정에서 1.6mm~3mm의 두께를 가진 시트 형태로 제공되며, 냉간 압연 공정(S1)을 통해 시트의 두께가 1mm 이하로 냉간 가공될 수 있다.
[제 2 공정 : 슬리팅 공정(S2)]
슬리팅 공정(S2)은, 냉간 가공된 시트(310)를 슬리터를 이용하여 원하는 폭으로 다수 개로 절단하는 공정으로 이해될 수 있다. 즉, 단일의 시트(310)는 슬리팅 공정(S2)을 거쳐 다수 개로 절단되어 가공될 수 있다.
도 13에 도시된 바와 같이, 냉간 가공된 시트(310)는 언코일러(331)의 외주면에 코일 형태로 감아진 상태에서, 언코일러(331)의 회전에 의해 감아진 코일이 풀리면서 상기 시트(310)가 슬리터(332)를 통과할 수 있다.
일 예로, 상기 슬리터(332)는 상기 시트(310)의 상하 방향으로 배치되는 축 및 상기 축에 결합되는 회전 커터(332a)를 포함할 수 있다. 상기 회전 커터(332a)는 상기 축에서 상기 시트(310)의 폭 방향으로 다수 개가 이격 배치될 수 있다. 상기 다수 개의 회전 커터(332a)의 이격 간격은 서로 동일할 수 있고 경우에 따라서는 서로 다를 수 있다.
따라서, 상기 시트(310)가 상기 슬리터(332)를 통과하게 되면, 단일의 시트(310)는 다수 개의 회전 커터(332a)에 의해 다수 개의 시트(310a, 310b, 310c, 310d)로 분리될 수 있다. 이러한 과정을 통해, 상기 시트(310)는 적용될 냉매배관의 적합한 직경 또는 폭을 가질 수 있다. 이때, 상기 시트(310)는 상기 슬리터(332)에 의해 정밀하게 절단되도록, 상하 방향으로 배치되는 다수의 지지 롤러(333, 334)에 의해 가압될 수 있다.
한편, 슬리팅 공정(S2)이 완료되면, 상기 시트(310)의 외면에 끝말림부(Bur)가 형성될 수 있는데, 이러한 Bur는 제거될 필요가 있다. 만약, 상기 시트(310)의 외면에 Bur가 잔존하게 되면, 상기 시트(310)로 가공된 배관이 다른 배관과 용접되는 과정에서 용접 불량이 발생할 뿐만 아니라, 용접이 불량한 부분을 통해 냉매가 누수되는 문제를 초래할 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 슬리팅 공정(S2)이 완료되면, Bur 제거를 위한 연마 공정이 추가로 이루어질 필요가 있다.
[제 3 공정 : 포밍 공정(S3)]
포밍 공정(S3)은, 시트(310a) 형태의 연성 스테인리스강을 여러 단계의 성형 롤들(340)을 통과시켜 배관(310e) 형태로 성형하는 공정으로 이해될 수 있다.
도 14에 도시된 바와 같이, 상기 시트(310a)는 언코일러의 외주면에 코일 형태로 감아진 상태에서, 언코일러의 회전에 의해 감아진 코일이 풀리면서 수직 또는 수평방향으로 교호적으로 배치된 다단의 성형 롤들(340)로 진입된다. 이러한 다단의 성형 롤들(340)로 진입된 시트(310a)는 순차적으로 성형 롤들(340)을 통과하면서 양측단이 서로 인접한 배관(310e) 형상으로 성형될 수 있다.
도 15은 시트 형태의 연성 스테인리스강을 말아 배관(10e)의 형상으로 성형된 것을 보이고 있다. 즉, 시트(10a) 형태의 연성 스테인리스강은 포밍 공정(S3)을 통해 양측단(311a, 311b)이 서로 가까워진 배관(310e)으로 성형될 수 있다.
[제 4 공정 : 용접 공정(S4)]
용접 공정(S4)은, 포밍 공정(S3)에 의해 말려져 서로 가까워진 배관(310e)의 양측단(311a, 311b)을 서로 접합하여 이음매 파이프(welded pipe)로 만드는 공정으로 이해될 수 있다. 용접 공정(S4)에서의 이음매 파이프는 용융 용접기, 예를 들면 통상의 전기 저항 용접기, 아르곤 용접기 또는 고주파 용접기 등에 의해 맞대어진 양측단이 용접됨으로써 구현될 수 있다.
도 16은 연성 스테인리스강으로 이루어진 시트를 말아 용접한 배관을 도시한 것이다. 구체적으로, 상기 배관(310e)의 양측단(311a, 311b)을 배관의 길이 방향으로 용접함으로써 상기 양측단(311a, 311b)을 서로 접합시킨다.
이때, 용접 과정에서 상기 배관(310e)의 길이 방향을 따라 용접부(weld zone)(313)가 형성된다. 도 16에 도시된 바와 같이, 상기 용접부(313)에는 배관(310e)의 외주면(11) 및 내주면(312)으로부터 약간 돌출된 비드(313a, 313b)가 형성되기 때문에, 상기 배관의 외주면(311) 및 내주면(312)은 평활면(smooth surface)을 구성하지 않는다.
상기 용접부(313)의 양측에는 용접 과정에서의 열에 의해 열영향부(HAZ :heat-affected zone, 314a, 314b)가 더 형성될 수 있다. 상기 열영향부(314a, 314b)도 용접부(313)와 마찬가지로 배관의 길이 방향을 따라 형성된다.
[제 5 공정 : 절삭 공정(S5)]
절삭 공정(S5)은, 상기 용접부(313)의 비드(313a)를 부분적으로 잘라내어 배관의 외주면(311)을 평활면으로 만드는 공정으로 이해될 수 있다. 상기 절삭 공정(S5)은 용접 공정(S4)과 연속적으로 이루어질 수 있다.
일 예로, 절삭 공정(S5)은 프레스 비드 롤링(press bead rolling)을 통해 배관을 길이 방향으로 이동시키면서 바이트(bite)를 이용하여 비드(313a)를 부분적으로 잘라내는 과정을 포함할 수 있다.
도 17는 절삭 공정(S5)까지 마친 연성 스테인리스 강관을 보여준다. 즉, 절삭 공정(S5)을 통해 상기 배관(310e)의 외주면(311)에 형성된 비드(313a)가 제거될 수 있다. 경우에 따라서, 절삭 공정(S5)은 용접 공정(S4)과 함께 수행될 수 있으며, 이와는 다르게 절삭 공정(S5)은 생략될 수 있다.
[제 6 공정 : 인발 공정(S6)]
인발 공정(S6)은, 상기 용접부(313)의 비드(313b)에 외력을 가해 배관(310e)의 내주면(312)을 평활면으로 만드는 공정으로 이해될 수 있다.
일 예로, 인발 공정(S6)은 포밍 공정(S3) 및 용접 공정(S4)을 거쳐 제조된 배관(310e)의 외경보다 작은 내경을 가지는 홀(hole)이 형성된 다이스(dies)와, 포밍 공정(S3) 및 용접 공정(S4)을 거쳐 제조된 상기 배관(310e)의 내경보다 작은 외경을 가지는 플러그(plug)를 포함하는 인발기(引拔機)에 의해 수행될 수 있다.
구체적으로, 용접 공정(S4) 및/또는 절삭 공정(S5)을 거친 배관(310e)은 다이스에 형성된 홀과 플러그 사이를 통과하는데, 이때 배관(310e)의 외주면(311)에 형성된 비드(313a)는 배관의 외주면(311)의 중심 외측으로 돌출되어 형성되기 때문에 다이스의 홀을 통과하지 못하고 소성 변형되면서 제거될 수 있다.
마찬가지로, 상기 배관(310e)의 내주면(312)에 형성된 비드(313b)는 배관(310e)의 내주면(312) 중심부 측으로 돌출되어 형성되기 때문에 플러그를 통과하지 못하고 소성 변형되면서 제거될 수 있다.
즉, 상술한 바와 같은 인발 공정(S6)을 거치면서 상기 배관의 내주면(312) 및 외주면(311) 상의 용접 비드(313a, 313b)가 제거될 수 있다. 그리고, 상기 배관의 내주면(312) 상의 용접 비드(313a)가 제거되기 때문에, 냉매배관을 위한 확관 시 배관의 내주면(312) 상에 턱이 발생하는 것을 원천적으로 방지할 수 있다.
도 18은 인발 공정(S6)까지 마친 연성 스테인리스 강관을 보여준다. 즉, 인발 공정(S6)을 통해 상기 배관(310e)의 외주면(311) 및 내주면(312)에 형성된 비드(313a, 313b)가 제거될 수 있다.
절삭과 인발을 통해 배관(310e)의 외주면(311)과 내주면(312)을 평활면으로 만드는 이유는, 배관 내부의 균일한 내경을 형성하고, 타 배관과의 연결을 용이하게 하기 위함이다. 또한, 배관 내부의 균일한 내경을 형성하는 이유는 원활한 냉매의 흐름과 일정한 냉매의 압력을 유지시키기 위함이다. 도시되지는 않았으나, 인발 공정(S6) 이후에 기계 가공을 통해 배관(310e)의 외주면(311)과 내주면(312)에 그루브(미도시)를 형성할 수 있다.
[제 7 공정 : 광휘소둔 공정(S7)]
광휘소둔(Bright Annealing) 공정(S7)은, 용접 비드가 제거된 배관(310e)을 가열하여 내부에 남아있는 열이력 및 잔류응력을 제거하는 공정으로 이해될 수 있다. 본 실시예에서는 연성 스테인리스강의 입도 면적을 기준으로 99% 이상의 오스테나이트 기지조직을 갖고 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가지도록 함과 동시에, 연성 스테인리스강의 평균 입도 크기를 30~60㎛로 성장시키기 위하여, 본 열처리 공정을 수행하는 것을 특징으로 한다.
특히, 연성 스테인리스강의 평균 입도 크기(또는 입도번호)는 스테인리스강의 저강도 및 저경도 특성을 결정하는 핵심 인자에 해당한다. 구체적으로, 광휘소둔 공정(S7)은 용접 비드가 제거된 배관(310e)을 환원성이나 비산화성 가스의 기류 내에서 소둔을 행하고, 소둔 후에 그대로 냉각시킴으로써 수행된다.
도 19에 도시된 바와 같이, 용접 비드가 제거된 배관(310e)은 일정 속도로 소둔로(annealing furnace, 350)를 통과한다. 상기 소둔로(350) 내에는 분위기 가스가 채워지고, 상기 소둔로(350) 내부는 전기히터 또는 가스버너 등에 의해 고온으로 가열된 상태일 수 있다.
즉, 상기 배관(310e)은 상기 소둔로(350)를 통과하면서 소정 입열량(heat input)을 얻게 되고, 이러한 입열량에 의해서 연성 스테인리스강은 오스테나이트 기지조직과, 30~60㎛의 평균 입도 크기를 갖도록 형성될 수 있다.
상기 입열량은 금속부재에 들어간 열량을 의미하며, 상기 입열량은 금속학적 미세조직 조절에 대단히 중요한 역할을 한다. 따라서, 본 실시예에서는 상기 입열량을 제어하기 위한 열처리 방법을 제시한다.
광휘소둔 공정(S7)에서 상기 입열량은 열처리 온도, 분위기 가스 또는 배관(310e)의 이송속도에 따라 정해질 수 있다.
본 실시예에 따른 광휘소둔 공정(S7)의 경우, 열처리 온도는 1050~1100℃이고, 분위기 가스는 수소 또는 질소이며, 배관(310e)의 이송속도는 180~220mm/min이다. 따라서, 상기 배관(310e)은 소둔로(350)의 소둔 열처리 온도 1050~1100℃에서 180~220mm/min의 이송속도로 소둔로(350)를 통과할 수 있다.
여기서, 소둔 열처리 온도가 1050℃ 미만이면 연성 스테인리스강의 충분한 재결정이 일어나지 않고, 세립조직이 얻어지지 않을 뿐만 아니라 결정립의 편평(扁平)한 가공조직이 되어 크리프강도를 손상시키게 된다. 반대로, 소둔 열처리 온도가 1100℃를 초과하면 고온 입계균열(intercrystalline cracking)이나 연성저하를 초래하게 된다.
또한, 용접 비드가 제거된 배관(310e)이 소둔로(350)를 180mm/min 미만의 이송속도로 통과할 경우, 장시간에 의해 생산성이 떨어지는 문제가 있다. 반대로, 배관(310e)이 소둔로(350)를 220mm/min을 초과한 이송속도로 통과할 경우, 연성 스테인리스강 내에 존재하는 응력이 충분히 제거되지 않을 뿐만 아니라, 오스트나이트 기지조직의 평균 입도 크기가 30㎛ 이하로 형성된다. 즉, 배관(310e)의 이송속도가 너무 빠르면, 연성 스테인리스강의 평균 입도 크기가 30㎛ 이하로 되어, 본 발명에서 요구하는 저강도 및 저경도의 특성을 가질 수 없게 된다.
상술한 바와 같이, 냉간 압연 공정(S1), 슬리팅 공정(S2), 포밍 공정(S3), 용접 공정(S4), 절삭 공정(S5), 인발 공정(S6) 및 광휘소둔 공정(S7)을 거쳐 제조된 본 발명에 따른 연성 스테인리스강은 스풀(spool) 등에 의해 코일링된 상태로 임시적으로 보관된 후 출하될 수 있다.
도시되진 않았으나, 광휘소둔 공정(S7)이 완료된 후에, 형상 교정 및 표면 연마 가공이 추가로 수행될 수 있다.
<피로 파괴 시험>
도 20는 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관과 종래의 동 배관의 피로한도를 비교할 수 있는 S-N 곡선(Curve) 실험 그래프이고, 도 21은 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 S-N 곡선을 보여주는 실험 그래프이다.
도 20 및 도 21을 참조하면, 본 발명의 제 1 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관의 피로한도(또는 내구한도)는 약 200.52 MPa 이다. 이는 종래 동 배관의 피로한도 25 MPa에 비해 약 175 MPa (8배) 높은 값이다. 즉, 상기 연성 스테인리스 강관은, 종래 동 배관보다 내구성, 신뢰성, 기대수명, 설계 자유도면에서 향상된 효과를 가질 수 있다. 이하에서는, 상기 연성 스테인리스 강관의 효과에 대해 보다 상세히 설명한다.
[최대 허용응력]
상기 연성 스테인리스 강관은 상기 피로한도 값에 기초하여, 최대 허용응력을 결정할 수 있다. 상기 최대 허용응력은 배관등을 안전하게 사용하는데 허용될 수 있는 최대 한도의 응력을 의미한다. 일례로, 배관등은 사용 중 외력을 받을 수 있으며, 상기 외력에 의하여 배관의 내부에는 응력이 발생한다. 여기서, 상기 내부 응력이 고체재료 등의 요인에 의해 정해지는 어느 한계 응력 값 이상이 되는 경우, 상기 배관은 영구변형을 일으키거나 파괴될 수 있다. 따라서, 최대 허용응력을 정함으로써 상기 배관을 안전하게 사용할 수 있도록 한다.
[피로한도]
강(Steel) 등과 같은 고체재료에 반복 응력이 연속으로 가해지면, 상기 고체재료는 인장강도보다 훨씬 낮은 응력에서 파괴될 수 있다. 이를 재료의 피로(fatigue)라고 하며, 상기 피로에 의한 파괴를 피로 파괴라 한다. 상기 재료의 피로는 재료가 반복하중을 받으면 발생한다. 그리고 반복하중에 따라 어느 한도를 넘으면 종국적으로 재료가 파단될 수 있는데, 아무리 반복하중을 받아도 파단되지 않는 한도를 피로한도(fatigue limit endurance limit) 또는 내구한도라 정의한다.
[피로한도와 S-N 곡선의 관계]
S-N 곡선은, 어떠한 응력(Stress)을 반복했을 경우, 파괴하기까지의 반복 횟수(N, cycle)를 나타낸 것이다. 상세히, 고체재료는 여러 번 반복해서 작용하는 응력을 받으면 더 빨리 파괴되며, 파괴되기까지의 응력의 반복횟수는 가해지는 응력의 진폭에 영향을 받는다. 따라서, 상기 S-N 곡선을 통해, 상기 고체재료가 파괴되기까지 어느 정도 크기의 응력과 응력의 반복횟수에 영향을 받는지 분석할 수 있다.
도 20 및 도 21의 S-N 곡선 실험 그래프에서, 세로축은 응력진폭(Stress)을 나타내며, 가로축은 반복횟수의 로그(Log)값을 나타낸다. 그리고 S-N 곡선은, 응력진폭을 가했을 때 재료가 파괴되기까지의 반복횟수의 로그 값을 따라 그어지는 곡선이다. 일반적으로, 금속재료의 S-N 곡선은 응력진폭이 작을수록 파괴까지의 반복횟수는 증가한다. 그리고 응력진폭이 어느 값 이하가 되면 무한히 반복하더라도 파괴되지 않는다. 여기서, S-N 곡선이 수평이 되는 한계의 응력 값은 상술한 재료의 피로한도 또는 내구한도를 의미한다.
[동 배관의 피로한도 문제점]
도 20의 종래 연질 동(Cu)배관의 피로파괴 실험데이터에 기초하는 종래 동 배관의 S-N 곡선을 살펴보면, 종래 동 배관의 피로한도는 약 25 MPa인 것을 확인할 수 있다. 즉, 상기 동 배관의 최대 허용응력은 25 MPa이다. 결국, 종래 동 배관은 상술한 바와 낮은 최대 허용응력 값에 기인하여, 배관의 수명이 짧고, 내구성을 떨어지는 문제가 있다.
[연성 스테인리스 강관의 효과]
도 20 및 도 21에서, 상기 연성 스테인리스 강관의 피로파괴 실험데이터에 기초하는 본 발명의 S-N 곡선을 살펴보면, 상기 연성 스테인리스 강관의 피로한도는 약 200.52 MPa로, 상기 동 배관 대비 8배의 값을 가진다. 즉, 상기 연성 스테인리스 강관의 최대 허용응력은 약 200 MPa 이다.
이에 의하면, 상기 연성 스테인리스 강관은, 상기 동 배관의 피로한도에 비해 약 175MPa의 설계 여유가 존재한다. 즉, 상기 연성 스테인리스 강관의 외경은 종래 동 배관의 외경과 동일하고, 내경은 확장되도록 형성할 수 있다. 따라서, 상기 연성 스테인리스 강관의 최소 두께는 상기 동 배관의 최소 두께보다 작을 수 있으며, 연성 스테인리스 강관의 최소 두께로 전열관의 두께를 설계할 경우에도 상대적으로 높은 설계 여유로 인하여 종래 동 배관보다 높은 최대 허용응력을 가질 수 있다. 결국, 상기 연성 스테인리스 강관의 설계 자유도가 향상되는 효과가 있다.
<내식성 시험>
도 18는 내식성을 시험하기 위한 대상재인 복수개의 연성 스테인리스 강관, 알루미늄(Al) 배관 및 동 배관을 보여주는 도면이고, 도 19은 상기 도 18의 배관별로 부식 깊이를 측정한 결과 테이블이고, 도 20는 도 19의 결과 그래프이다.
내식성은 어떤 물질이 부식이나 침식에 잘 견디는 성질을 의미한다. 이는 내부식성이라고도 한다. 마찬가지로 내마모성은 어떤 물질이 마모에 잘 견디는 성질을 의미한다. 일반적으로, 스테린리스강이나 티타늄은 탄소강보다 잘 부식되지 않기 때문에 내식성(내부식성) 및 내마모성이 강하다. 한편, 내식성 시험은, 염수 분무시험, 가스시험 등의 방식이 있다. 상기 내식성 시험을 통해 염분을 포함한 대기에 대한 제품의 저항성을 판단하고, 내열화성, 보호피막의 품질, 균일성 등을 조사할 수 있다.
[복합부식시험]
도 22 내지 도 24를 참조하면, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관, 다른 배관 비교군(Al,Cu)과 함께 복합부식시험(cyclic corrosion test)을 수행한 경우, 부식 깊이(μm)가 비교군에 비해 가장 작은 값을 가지므로 내식성이 가장 우수한 배관인 것을 확인할 수 있다. 이하에서는 이와 관련하여 상세히 설명한다.
상기 복합부식시험(cyclic corrosion test)은, 자연 환경에 근접 또는 촉진시킬 목적으로 염수 분무, 건조, 습윤의 분위기를 반복하여 행하는 부식 시험법을 의미한다. 예를 들어, 1사이클을 8시간으로 하고, 염수 분무 2시간, 건조 4시간, 습윤 2시간으로 하여 30사이클, 60사이클, 90사이클, 180사이클 등, 시험 시간을 정해놓고 실시하여 평가할 수 있다. 상기 복합부식시험 중 염수 분무 시험은, 도금의 내식성을 조사하는 촉진시험법으로 가장 넓게 실시되며, 식염수의 분무 중에서 시료를 폭로시켜 내식성을 조사하는 시험이다.
도 22를 참조하면, 상기 복합부식시험을 수행하는 복수개의 연성 스테인리스 강관(S1,S2,S3), 복수개의 알루미늄 배관(A1,A2,A3) 및 복수개의 동 배관(C1,C2,C3)을 보여주며, 각각의 배관에서 임의의 위치(D1,D2)를 정하여 부식 깊이(μm)를 측정하였다.
[시험 결과 및 연성 스테인리스 강관의 장점]
도 23 및 도 24를 참조하면, 부식 깊이가 가장 깊은 것으로 측정된 배관은 평균 95μm를 가지는 알루미늄 배관이다. 그 다음으로 동 배관이 평균 22μm이고, 연성 스테인리스 강관은 평균 19 μm로 가장 내식성이 우수한 측정 값을 가진다. 또한, 부식 깊이(μm)의 최대치(Max)도 알루미늄 배관이 110μm로 가장 깊으며, 그 다음으로 동 배관이 49μm이고, 상기 연성 스테인리스 강관은 36μm로 가장 최하 값을 가진다.
종래 동 배관을 대체하기 위해 알루미늄 배관의 사용을 시도하였으나, 상술한 실험 결과와 같이 부식이 쉽게 일어나는 등 내식성이 가장 떨어지므로 큰 단점이 존재한다. 반면에, 상기 연성 스테인리스 강관은 내식성이 가장 우수하며, 앞서 상술하였던 내구성 및 성능면에서도 종래의 배관보다 우수한 효과가 있다.
<벤딩성 시험>
개별적인 설치환경에 따라 배관을 연결하는 공기조화기 설치작업의 경우, 상기 배관은, 직관뿐만 아니라 배관을 설치하는 작업자의 외력으로 벤딩을 주어 형성하는 곡관도 사용한다. 그리고 상기 직관 또는 곡관은 실외기와 실내기 등을 연결한다.
종래 일반적인 스테인리스 배관은 동 배관보다 강도가 매우 높다. 따라서, 종래 스테인리스 배관의 높은 강도로 인하여, 휘어지는 곡관을 형성하는 것은 매우 어렵다. 따라서, 설치작업의 편의성을 위해, 동 배관 또는 알루미늄 배관을 사용해야 하는 문제가 있었다.
그러나 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은, 종래의 스테인리스 강의 강도보다 낮고, 종래의 동배관보다 높은 수준으로 낮아진다. 따라서, 상술한 곡관 등을 형성할 수 있으므로 종래 스테인리스 배관에 대한 낮은 성형성을 해결할 수 있다. 이와 관련하여, 이하에서 벤딩성 실험에 대해 상세히 설명한다.
[곡관의 형상 및 곡률반경]
도 25는 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관이 곡관으로 구성되는 모습을 보여주는 도면이고, 도 26은 상기 곡관의 일 단면을 보여주는 도면이고, 도 27은 연성 스테인리스 강관, 동 배관 및 알루미늄 배관의 변형 길이에 따른 벤딩 하중을 비교하는 실험 그래프이다.
도 25을 참조하면, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은 벤딩 힘에 의해 곡관으로 구성될 수 있다. 예를 들어, 상기 연성 스테인리스 강관은 도 25의 (a)에 도시되는 ‘ㄱ’자 형상 또는 도 25의 (b)에 도시되는 ‘S’자 형상을 가질 수 있다.
도 25의 (a) 및 도 25의 (b)를 참조하면, 상기 연성 스테인리스 강관의 중심선은 일 방향에서 타 방향으로 절곡되도록 곡률을 가지는 곡선 부분을 포함할 수 있다. 그리고 상기 곡선은 곡률 반경(R)을 가진다.
상기 곡률반경(R)은, 곡선의 각 점에 있어서 만곡의 정도를 표시하는 값으로 정의된다. 한편, 상기 곡관을 형성하는 연성 스테인리스 강관의 곡률반경(R)은, 직관을 곡관으로 성형하여도 주름이 생기지 않으며, 진동이 발생하지 않는 배관에서 사용 가능한 최소 곡률반경(Rmin)을 포함할 수 있다. 그리고 최소 곡률반경(Rmin)은 최대, 최소 외경의 비에 대한 설정기준을 만족하는 곡관에서 측정할 수 있다.
[연성 스테인리스 강관의 최대/최소 외경의 비]
도 26을 참조하면, 연성 스테인리스 강관은 최대 외경(F)과 최소 외경(E)의 비(E/F)가 0.85를 초과하고 1보다 작은 값을 가지도록, 곡관으로 구성될 수 있다.
상기 최대, 최소 외경의 비(E/F)는 ASME(American Society of Mechanical Engineers) 및 JIS(Japanese Industrial Standards)의 기준(표 5)을 기초로 보수적으로 산정한 기준이다.
이하 [표 5]는 최대, 최소 외경의 비에 대한 설정기준을 보여준다.
ASME (F-E) < 0.08*D
JIS R>4D 일때, E > (2/3)*D
설정 기준 (E/F) > 0.85
상기 [표 5]에서, D는 직관(기준 배관)에서의 외경 값이며, R는 곡률 반경을 의미한다.
[연성 스테인리스 강관, 동 배관 및 알루미늄 배관의 벤딩성 비교]
도 27에서는, 상기 설정기준(최대, 최소 외경의 비)을 만족하는 연성 스테인리스 강관의 벤딩성을 시험한 결과를 보여준다. 본 벤딩성 시험에서, 상기 연성 스테인리스 강관의 관경(Ф)은 15.88(mm) 이다.
한편, 벤딩(bending)은, 하중이 걸렸을 때 보가 변형하는 상태로, 아래 또는 위로 휘는 것을 의미한다. 상기 보가 하방으로 휘는 경우 밑부분은 인장력이 작용하며, 보가 상방으로 휘는 경우 밑부분은 압축력이 작용한다.
도 27을 참조하면, 각각 관경(Ф)이 15.88 (mm)인, 알루미늄 배관, 동 배관 및 연성 스테인리스 강관의 변형 길이(mm)에 따라 가해지는 힘(N)이 도시된다.
한편, 상기 관경(Ф)이 15.88 (mm)에서 최소 곡률 반경(Rmin)을 측정하면, 동 배관은 85 mm 이며, 연성 스테인리스 강관은 70 mm 이다. 이에 의하면, 상기 연성 스테인리스 강관은, 동 배관보다 작은 곡률 반경(R)을 가지는 것이므로 상기 동 배관에 비해 동등 또는 그 이상으로 휘어질 수 있다.
따라서, 상기 연성 스테인리스 강관은, 상기 동 배관과 동등한 수준으로 곡관을 형성할 수 있기 때문에, 종래의 스테인리스 배관에 비해 성형성이 향상되는 효과가 있다. 이때, 벤딩 가능한 힘은, 동 배관 및 알루미늄 배관의 최대 벤딩 하중으로 가정한다. 본 실시예에서 벤딩 가능한 힘은 900N일 수 있다.
벤딩성 시험 결과 그래프를 살펴보면, 변형 길이 0~2.5mm 구간에서는 가해지는 힘(N)이 급격히 상승하며, 그 이후 변형 길이에서의 힘은, 점차 기울기가 작아지다가 최대치의 힘(N)으로 점근해 간다.
또한, 상기 벤딩성 시험 결과 그래프에서 최대 벤딩 하중을 비교해 보면, 상기 연성 스테인리스 강관의 최대 벤딩 하중은 750 N이며, 구리 배관 및 알루미늄 배관의 최대 벤딩 하중은 900N 이다. 즉, 상기 연성 스테인리스 강관의 최대 벤딩 하중이 다른 종래의 배관보다 가장 작게 나타난다.
따라서, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은 동 배관 및 알루미늄 배관의 최대 벤딩 하중의 83% 이내의 힘을 사용하여 연성 스테인리스 강관을 휘도록 성형할 수 있는 장점이 있다. 결국, 동 배관 및 알루미늄 배관을 곡관으로 만들기 위해 가하는 힘보다 적은 힘을 들여도 상기 연성 스테인리스 강관을 곡관으로 만들 수 있다.
정리하면, 본 발명의 실시예에 따른 연성 스테인리스 강관은, 종래의 스테인리스 배관뿐만 아니라, 동 배관 및 알루미늄 배관에 비해 성형성이 향상되는 효과가 있다. 따라서, 설치 작업의 용이성도 향상되는 장점이 있다.
<제 2 실시예>
이하에서는 본 발명의 제 2 실시예에 대하여 설명한다. 상기 제 2 실시예는 앞서 설명한 제 1 실시예(흡수식 냉동기)와 비교할 때, 열원이 화석연료가 사용되는 흡수식 냉온수기이다.
상기 제 2 실시예는, 제 1 실시예와 차이점을 가지는 바 차이점을 위주로 설명한다.
도 28는 본 발명의 제 2 실시예에 따른 흡수식 칠러의 구성 및 냉매 사이클을 보여주는 도면이다. 상기 제 2 실시예에서 흡수식 칠러는 흡수식 냉온수기의 구성을 기준으로 한다. 흡수식 냉온수기는 냉방 모드에 더하여 난방 모드도 수행할 수 있다.
도 28를 참조하면, 본 발명에 따른 흡수식 냉온수기는 제1 열교환기(610), 흡수기(620), 고온재생기(630), 저온재생기(640), 제2 열교환기(650) 및 추기장치(660)를 포함할 수 있다.
[제 1 열교환기]
상기 흡수식 칠러는 냉방모드에서 상기 제1 열교환기(610)에서 증발된 냉매가 흡수기(620)로 쉽게 유동되도록 상기 제1 열교환기(610)와 상기 흡수기(620)가 하나의 쉘에 구비될 수 있다. 또한, 상기 쉘의 내부에는 냉매가 증발되는 증발영역과 냉매가 농용액에 흡수되는 흡수영역을 구획하는 측벽과, 상기 측벽 상측에 배치되어, 상기 증발영역의 기상냉매가 상기 흡수영역으로 이동할 수 있도록 제1 엘리미네이터가 배치될 수 있다.
상기 제1 열교환기(610)는 증발영역으로 냉매를 분사하는 냉매분사기(611)를 더 포함할 수 있다. 상기 제1 열교환기(610)에서는 상기 냉매분사기(511)가 분사한 기상냉매와 후술할 냉온수라인(691)이 서로 열 교환하여, 냉방 또는 난방에 필요한 냉온수가 생성될 수 있다.
또한, 상기 냉온수라인(691)에 냉수가 흐르는 경우, 상기 냉매분사기(11)에서 분사되는 냉매는 상기 냉온수라인(691b)의 냉수와 열교환되어 기상냉매로 변화되고, 이러한 기상냉매는 제1엘리미네이터를 통과하여 흡수영역으로 이동될 수 있다.
상기 제1 열교환기(610)는 증발영역의 하부로 낙하된 액냉매를 상기 냉매분사기(611)로 안내하는 펌핑유로(612) 및 상기 펌핑유로(612)에 설치된 냉매펌프(613)를 더 포함할 수 있다. 상기 냉매펌프(613)의 작동에 의해 액냉매는 상기 펌핑유로(12)를 유동하여 상기 냉매분사기(611)로 유동될 수 있다.
[흡수기]
상기 흡수기는(620)는 상기 제1 열교환기(610)에서 증발된 기상냉매를 흡수액에 흡수시키는 것으로서, 흡수영역으로 흡수액을 분사하는 흡수액분사기(621)를 포함할 수 있다. 증발영역에서 흡수영역으로 이동된 기상냉매는 상기 흡수액분사기(621)에서 분사된 흡수액에 흡수될 수 있다.
또한, 상기 제1 열교환기(610)와 상기 흡수기(620)를 구획하는 상기 측벽에는 상기 제1 열교환기(610) 내부의 액냉매가 상기 흡수기(620)의 하부로 유동할 수 있는 혼합라인(622)이 배치될 수 있다. 또한, 상기 혼합라인(622)에는 선택적으로 혼합라인(622)을 개폐하기 위한 제1 밸브(623)가 형성될 수 있다. 이는 흡수식 냉온수기가 난방운전 하는 경우, 상기 제1 열교환기(610)의 기상냉매와 상기 냉온수라인(691)을 유동하는 온수간의 열교환에 의해 기상냉매가 액냉매로 응축된 경우, 응축된 액냉매를 상기 흡수기(620)로 유입시키기 위한 구성이다.
[제1 재생기]
상기 제1 재생기(630)는 상기 흡수기(620)로부터 기상냉매를 흡수한 희액을 공급받아, 희액을 1차 재생하여 중용액을 생성하기 위한 구성이다. 상기 제1 재생기(630)는 상기 흡수기(620)로부터 공급받은 희액을 가열시켜, 희액에 섞인 냉매를 기상냉매로 분리함으로써 희액을 중용액으로 만들 수 있다.
상기 제1 재생기(630)는, 상기 희용액을 가열하기 위한 버너(631)와, 블로워와, 상부에 배치되어 상기 버너(631)에 의해 분리된 기상냉매가 유동하기 위한 기상냉매유출구(632)를 포함할 수 있다.
[제2재생기]
상기 제2 재생기(640)는 상기 제1 재생기(630)로부터 1차 재생된 중용액을 공급받아, 중용액을 2차 재생하여 농액을 생성하기 위한 구성이다. 상기 제2 재생기(640)는 상기 제1 재생기(630)로부터 공급받은 중용액을 상기 제1 재생기(630)로부터 분리되어 유동하는 기상냉매와 열교환시킴으로써, 중용액에 섞인 냉매를 분리하여 중용액을 농액으로 만들 수 있다.
[제 2 열교환기]
상기 제2 열교환기(650)는 상기 제2 재생기(640)에서 농액이 생성되는 과정에서 분리된 기상냉매를 응축시키고, 상기 제1 재생기(630)로부터 발생된 기상냉매가 유입되는 공간을 제공한다.
상기 흡수식 칠러(냉온수기)는 상기 제2 재생기(640)에서 2차 재생에 의해 분리된 기상냉매가 상기 제2 열교환기(650)로 쉽게 유동될 수 있도록, 상기 제2 재생기(640)와 상기 제2 열교환기(650)가 하나의 쉘에 구비될 수 있다. 또한, 상기 쉘의 내부에는 중용액이 농액으로 2차 재생되는 재생영역과 기상냉매가 응축되는 응축영역을 구획하는 측벽과, 상기 측벽 상측에 배치되어, 재생영역에서 발생한 기상냉매가 응축영역으로 이동할 수 있도록 제2 엘리미네이터가 배치될 수 있다.
[추기장치]
상기 추기장치(660)는 상기 흡수기(620) 및 상기 제2 열교환기(640)에 연결되어, 흡수식 냉온수기 내부에서 발생되는 불응축가스를 외부로 배출하는 수단이다. 상세히, 상기 추기장치(660)는 상기 흡수기(620)와 상기 제2 열교환기(640) 내부의 불응축가스가 유입되고, 상기 흡수기(620)의 희액이 유입될 수 있다. 또한, 상기 추기장치(660) 내부에서는 유입된 희액이 상기 불응축가스에 섞인 기상냉매를 흡수할 수 있고, 기상냉매를 흡수한 희액을 다시 상기 흡수기(620)로 재유입시킬 수 있다.
본 발명의 실시예에 따른 흡수식 냉온수기는 냉온수라인(691), 흡수액라인(671,672,674,675,676), 냉각수라인(693), 냉매라인(633,635) 및 추기라인을 더 포함할 수 있다.
[냉온수라인]
상기 냉온수라인(691)은 흡수식 냉온수기가 냉방 운전 시 냉수가 유동하고, 난방 운전시 온수가 유동하는 라인이다. 상세히, 상기 냉온수라인은 외부에서 냉수 또는 온수가 유입되는 제1 냉온수라인(691a), 상기 제1 냉온수라인(691a)의 출구측과 연장되고, 제1 열교환기(610) 내부에 배치되어 냉매와 열교환되는 제2 냉온수라인(691b) 및 상기 제2 냉온수라인(691b)의 출구측과 연장되어 외부로 열교환된 냉수 또는 온수를 배출하는 제3 냉온수라인(691c)을 포함할 수 있다.
여기서, 제2 냉온수라인(691b)은 냉매와 열교환은 이루는 전열관이다. 따라서, 상기 제2 냉온수라인(691b)는 제 8 전열관이라 이름한다.
[흡수액라인]
상기 흡수액라인은, 상기 흡수기(620)로부터 상기 제1 재생기(630)로 연장되어, 상기 흡수기(620) 내부의 희액이 상기 제1 재생기(630)로 유동하는 제1 흡수액라인(671), 상기 제1 재생기(630)에 연결되어, 상기 제1 재생기(630)로부터 1차 재생된 중용액이 유동하는 제2 흡수액라인(672), 상기 제2 흡수액라인(672)을 유동하는 중용액이 분지될 수 있는 제1 분지부(673), 상기 제1 분지부(673)로부터 상기 제2 재생기(640)로 연장되어 중용액이 상기 제2 재생기(640)로 유입될 수 있는 제3 흡수액라인(674), 상기 제1 분지부(673)로부터 상기 흡수기로 연장되어, 중용액을 선택적으로 상기 흡수기(620)에 유입시키는 제4 흡수액라인(675) 및 상기 제2 재생기(640)로부터 상기 흡수기(620)로 연장되어, 상기 흡수기(620)로 상기 제2 재생기(640) 내부의 농액을 유입시키는 제5 흡수액라인(676)을 포함할 수 있다.
상기 제1 흡수액라인(671)은, 상기 흡수기(620)로부터 상기 제1 재생기(360)로 유입되는 희액의 양을 조절하기 위한 제1 흡수액펌프(625)를 포함할 수 있다.
[냉각수라인]
상기 냉각수라인(693)은, 외부로부터 냉각수가 유입되는 제1 냉각수라인(693a), 상기 제1 냉각수라인(693a)과 연결되고 상기 흡수기(620) 내부에 배치되어, 상기 흡수기(620) 내부에 유입되는 농액이 기상냉매를 흡수하며 발생하는 열을 흡수하기 위한 제2 냉각수라인(693b), 상기 제2 냉각수라인(693b)으로부터 상기 제2 열교환기로 제3 냉각수라인, 상기 제3 냉각수라인에 연결되고, 상기 제2 열교환기(650) 내부에 배치되어, 상기 제2 열교환기(650) 내부의 기상냉매와 열교환되는 제4 냉각수라인(693c) 및 상기 제4 냉각수라인(693c)에 연결되어 열교환된 냉각수를 외부로 배출하는 제5 냉각수라인(693d)을 포함할 수 있다.
여기서, 제2 냉각수라인(693b) 및 제4 냉각수라인(693c)은 열 교환이 이루어지는 전열관이다. 따라서, 상기 제 2 냉각수라인(693b)는 제 9 전열관이라 이름하며, 상기 제4 냉각수라인(693c)는 제 10 전열관이라 이름한다.
[냉매라인]
상기 냉매라인은, 상기 제1 재생기(630)의 상기 기상냉매유출구(632)로부터 상기 제2 재생기(640)로 연장되어, 상기 제1 재생기(630)에서 분리된 기상냉매가 유동하는 제1 냉매라인(633), 상기 제1 냉매라인(633)에 연결되어, 상기 제1 냉매라인(633)을 유동하는 기상냉매가 분지되는 제2 분지부, 상기 제2 분지부(634)로부터 상기 제2 재생기(640)로 연장되어, 기상냉매가 상기 제2 재생기로 유동하는 제2 냉매라인(635), 상기 제2 냉매라인(635)에 연결되고, 상기 제2 재생기(640) 내부에 배치되며, 상기 제2 재생기(640) 내부의 중용액과 열교환되어 내부의 기상냉매가 응축되는 제3 냉매라인(634), 상기 제3 냉매라인(634)으로부터 상기 제2 열교환기(650)로 연장되고, 상기 제2 재생기(640)에서 열교환되어 응축된 냉매를 상기 제2 열교환기(650)로 공급하는 제4 냉매라인 및 상기 제2 열교환기(650)로부터 상기 제1 열교환기(610)로 연장되고, 상기 제2 열교환기(650)로부터 응축된 냉매 및 상기 제3 냉매라인(634)으로부터 유입된 냉매가 상기 제1 열교환기(610)로 유동하는 제5 냉매라인(636)을 포함할 수 있다.
여기서, 제3 냉매라인(634)는 중용액과 열 교환을 이루는 전열관이다. 따라서, 상기 제3 냉매라인(634)는 제 11 전열관이라 이름한다.
또한, 상기 냉매라인은, 상기 제2 분지부로부터 상기 흡수기로 연장되어, 상기 제1 냉매라인(633)을 유동하는 기상냉매를 선택적으로 상기 흡수기로 유입시키기 위한 제6 냉매라인(637)을 더 포함할 수 있다. 이 경우, 상기 제6 냉매라인(637)은 상기 흡수기로 유입되는 기상냉매의 유동을 제어하기 위한 밸브를 포함할 수 있다.
상세히, 상기 제1 냉매라인(633), 상기 제2 냉매라인(635) 및 상기 제6 냉매라인(637)에는 상기 제1 재생기로부터 분리된 기상냉매가 유동될 수 있고, 상기 제3 냉매라인(634)에서는 기상냉매가 중용액과 열교환되어 응축됨에 따라 기상냉매와 액냉매가 공존할 수 있으며, 상기 제4 냉매라인 및 상기 제5 냉매라인(636)에는 응축된 액냉매가 유동될 수 있다.
[저온, 고온, 드레인 열교환기]
본 발명의 흡수식 냉온수기는 저온열교환기(670), 고온열교환기(680) 및 드레인열교환기를 더 포함할 수 있다. 이와 관련한 설명은 제 1 실시예를 원용한다.
[전열관]
상술한 바와 같이, 상기 제2 냉온수라인(691b), 제 2 냉각수라인(693b), 제4 냉각수라인(693c) 및 제3 냉매라인(634)은 제 8 내지 제 11 전열관으로 이름한다. 상기 제 8 내지 제 11 전열관 중 적어도 어느 하나의 전열관은, 본 발명의 제 1 실시예에서 설명한 연성 스테인리스 강관을 사용할 수 있다.
상기 제 8 내지 제 11 전열관의 최소 두께, 효과 및 연성 스테인리스 강에 대한 상세한 설명은 앞서 설명한 본 발명 제 1 실시예의 설명을 원용한다.

Claims (13)

  1. 증발기, 흡수기, 재생기 및 응축기를 포함하며, 흡수액과 냉매가 순환되는 흡수식 칠러에 있어서,
    상기 증발기, 흡수기, 재생기, 응축기 중 적어도 어느 하나에 위치되며, 물이 유동하는 전열관을 포함하며,
    상기 전열관은, 입도면적을 기준으로 1% 이하의 델타 페라이트 기지조직을 가지는 연성 스테인리스 강관을 포함하는 흡수식 칠러.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 연성 스테인리스 강관은,
    오스테나이트(austenite) 기지조직(matrix structure)과 30~60μm의 평균 입도크기(average diameter)를 가지며,
    상기 연성 스테인리스 강관의 ASTM(American Society for Testing and Materials) 입도번호는 5.0~7.0인 것을 특징으로 하는 흡수식 칠러.
  3. 제 1 항에 있어서,
    상기 증발기에서 열 교환이 이루어지도록 냉수를 가이드하는 냉수라인;
    상기 흡수기와 응축기에서 열 교환이 이루어지도록 냉각수를 가이드하는 냉각수라인; 및
    상기 재생기에서 열교환이 이루어지도록 온수 또는 스팀을 가이드하는 온수라인을 더 포함하며,
    상기 전열관은,
    상기 냉수라인, 냉각수라인 및 온수라인 중 적어도 어느 하나에 구비되는 것을 특징으로 하는 흡수식 칠러.
  4. 제 3 항에 있어서,
    상기 전열관은,
    상기 냉수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 증발기 내부에 배치되어 냉매와 열교환을 이루는 제 1 전열관을 포함하며,
    상기 제 1 전열관은,
    외경은 12.7mm 또는 16mm이며,
    외경이 12.7mm인 경우, 내경은 12.434mm 이하로 형성되고,
    외경이 16mm인 경우, 내경은 15.717mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  5. 제 3 항에 있어서,
    상기 전열관은,
    상기 냉각수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 흡수기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 2 전열관을 포함하며,
    상기 제 2 전열관은,
    외경이 16mm이며, 내경은 15.717mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  6. 제 3 항에 있어서,
    상기 재생기는,
    상기 흡수액을 1차로 재생하는 제 1 재생기; 및
    상기 흡수액을 2차로 재생하는 제 2 재생기를 포함하며,
    상기 전열관은,
    상기 온수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 제 1 재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 3 전열관; 및
    상기 온수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 제 2 재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 4 전열관을 포함하는 흡수식 칠러.
  7. 제 6 항에 있어서,
    상기 제 3 전열관은, 외경이 16mm이며, 내경은 15.717mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  8. 제 6 항에 있어서,
    상기 제 4 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  9. 제 3 항에 있어서,
    보조 흡수액이 상기 재생기에 의해 공급되는 기상냉매를 흡수하는 보조흡수기; 및
    상기 보조 흡수액을 재생하는 보조재생기를 더 포함하고,
    상기 전열관은,
    상기 냉각수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 보조흡수기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 5 전열관;
    상기 냉각수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 응축기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 6 전열관; 및
    상기 온수라인의 적어도 일 부분을 구성하며, 상기 보조재생기 내부에 배치되어 열 교환을 이루는 제 7 전열관을 포함하는 흡수식 칠러.
  10. 제 9 항에 있어서,
    상기 제 5 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  11. 제 9 항에 있어서,
    상기 제 6 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  12. 제 9 항에 있어서,
    상기 제 7 전열관은, 외경이 19.05mm이며, 내경은 18.751mm 이하로 형성되는 흡수식 칠러.
  13. 제 1 항에 있어서,
    상기 증발기에서 열 교환이 이루어지도록 냉수를 가이드하는 냉수라인;
    상기 흡수기와 응축기에서 열 교환이 이루어지도록 냉각수를 가이드하는 냉각수라인;
    상기 재생기로 유입되는 흡수액을 가열하기 위한 버너; 및
    상기 재생기에서 발생된 기상냉매를 가이드하는 냉매라인을 더 포함하며,
    상기 전열관은,
    상기 냉수라인, 냉각수라인 및 냉매라인 중 적어도 어느 하나에 구비되는 것을 특징으로 하는 흡수식 칠러.
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