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B 8610:2020  

(1) 

目 次 

ページ 

1 適用範囲 1 

2 用語及び定義  1 

3 記号及び単位  3 

4 風速の測定  5 

4.1 冷凍能力の計算に用いる前面風速の測定 5 

4.2 風速計の精度  5 

5 冷凍能力 5 

6 能力計算に関わるファクター  6 

6.1 フィン効率  6 

6.2 有効伝熱面積  8 

6.3 過熱部平均温度差

sup

Δt

  8 

6.4 熱通過率K  9 

7 温度差TDを用いた冷凍能力  27 

8 ユニットクーラの冷凍能力計算書及び技術資料などに記載する項目  27 

附属書A(参考)圧力損失による冷凍能力の低下  28 

附属書B(参考)着霜による影響  33 

附属書C(規定)TDによる冷凍能力の求め方  34 

附属書D(参考)ユニットクーラの冷凍能力計算書及び技術資料などに記載する項目  37 

 


 

B 8610:2020  

(2) 

まえがき 

この規格は,産業標準化法第16条において準用する同法第12条第1項の規定に基づき,日本冷却器工

業会(JCA)及び一般財団法人日本規格協会(JSA)から,産業標準原案を添えて日本産業規格を改正すべ

きとの申出があり,日本産業標準調査会の審議を経て,経済産業大臣が改正した日本産業規格である。こ

れによって,JIS B 8610:2002は改正され,この規格に置き換えられた。 

この規格は,著作権法で保護対象となっている著作物である。 

この規格の一部が,特許権,出願公開後の特許出願又は実用新案権に抵触する可能性があることに注意

を喚起する。経済産業大臣及び日本産業標準調査会は,このような特許権,出願公開後の特許出願及び実

用新案権に関わる確認について,責任はもたない。 

 

 

 


 

 

日本産業規格          JIS 

 

B 8610:2020 

 

冷凍用ユニットクーラの冷凍能力計算方法 

Capacity evaluation for refrigerating unit coolers 

 

適用範囲 

この規格は,直接膨張式の冷凍用ユニットクーラ(以下,ユニットクーラという。)の冷凍能力計算方法

について規定する。 

なお,冷媒として,R410A及びR404Aを用いたユニットクーラを対象とする。 

注記1 この規格では,直径9.52 mm銅管製,直径12.70 mm銅管製及び直径15.88 mm銅管製の平滑

アルミニウム板フィンを用いたユニットクーラについて,具体的な数値とともに計算方法を

示す。これら以外の管サイズを使用した平滑アルミニウム板フィン及び成形アルミニウムフ

ィンを用いたユニットクーラの場合であっても,製造業者が試験によってデータを整備すれ

ば,この規格を適用することは可能である。 

注記2 ユニットクーラを“冷凍用”と限定したのは,蒸発温度0 ℃以上の空気調和用を含めると,

ユニットクーラ入口空気の温湿度条件によって性能が変化するため,単純な算式及び図表に

まとめにくいためである。 

なお,ユニットクーラ熱交換部は着霜のない乾き伝熱面とする。 

 

用語及び定義 

この規格で用いる主な用語及び定義は,次による。 

2.1 

冷凍能力 

管内冷媒蒸発温度とユニットクーラ熱交換部の入口及び出口の空気温度とによる対数平均温度差を使用

し,この値に熱通過率及び有効外表面伝熱面積を乗じた値[箇条5の式(1)参照]。 

2.2 

外表面伝熱面積 

ユニットクーラの通風側の全伝熱面積[箇条5の式(4)参照]。 

2.3 

有効外表面伝熱面積 

外表面伝熱面積をフィン効率及びフィン接触効率で補正したユニットクーラの通風側有効伝熱面積。 

2.4 

有効内表面伝熱面積 

ベンド部を除く管内表面面積。 

2.5 

熱通過率 


B 8610:2020  

 

温度差1 K当たりの外表面伝熱面積を均等に通過する熱量係数。 

2.6 

過熱部の長さ 

管内冷媒が蒸発を完了し,冷媒蒸気が過熱されている部分の管1回路の長さ。 

2.7 

有効伝熱面積比 

外表面伝熱面積に対する有効外表面伝熱面積の比。 

2.8 

有効内外面積比 

有効内表面伝熱面積に対する有効外表面伝熱面積の比。 

2.9 

管列数 

風の流れ方向の管の列数。 

2.10 

管段数 

風に直角方向の管の段数。 

2.11 

管有効長 

ユニットクーラ側板間の距離。 

2.12 

管ピッチ,パイプピッチ 

管の列及び管の段の間隔(図1参照)。 

2.13 

フィンカラー長,カラーハイト 

フィンの銅管挿入部の全長からフィンの厚さを差し引いた値(図1参照)。 

2.14 

フィン効率 

フィンの全表面温度がフィンの根元の温度と一様に同一と仮定した場合の,空気とフィンとの間の伝熱

量に対する,実際のフィン面での伝熱量の比。 

2.15 

接触効率 

管とフィンカラーとの接触部の熱抵抗がない場合のフィン効率に対する,接触熱抵抗がある場合のフィ

ン効率の比。 

2.16 

対数平均温度差 

ユニットクーラ熱交換部入口及び出口の空気温度と管内冷媒蒸発温度との対数平均温度差[箇条5の式

(2)参照]。 

2.17 

温度差 

ユニットクーラ熱交換部入口の空気温度(室温)と管内冷媒蒸発温度との差[附属書Cの式(C.2)参照]。 


B 8610:2020  

 

2.18 

前面風速 

ユニットクーラ熱交換部入口での平均風速。 

 

記号及び単位 

この規格で用いる主な記号及び単位は,表1による。 

 

表1−記号及び単位 

記号 

説明 

単位 

Φ0 

冷凍能力 

外表面伝熱面積 

m2 

Ae 

有効外表面伝熱面積 

m2 

Ai 

有効内表面伝熱面積(ベンド部を除く。) 

m2 

AP 

管外表面面積 

m2 

Af 

フィン片側表面面積(管穴面積を除く。) 

m2 

Aaf 

ユニットクーラ前面面積 

m2 

熱通過率 

W/(m2・K) 

過熱部の長さ(管1回路) 

d0 

管外径(直径) 

di 

管内径 

有効伝熱面積比(Ae/A) 

− 

管1回路長(1回路長) 

lt 

管全長(ベンド部を除く。) 

管数 

− 

有効内外面積比(Ae/Ai) 

− 

nr 

管列数 

− 

ns 

管段数 

− 

EL 

管有効長 

mm 

フィン数 

− 

fp a) 

フィンピッチ 

mm 

Pp a) 

管ピッチ(パイプピッチ) 

mm 

tc a) 

フィンカラー長(カラーハイト) 

mm 

tf a) 

フィン厚さ 

mm 

フィン効率 

− 

接触効率 

− 

ta1 

ユニットクーラ入口空気温度(室温) 

℃ 

ta2 

ユニットクーラ出口空気温度 

℃ 

t0 

管内冷媒蒸発温度 

℃ 

tk 

凝縮温度 

℃ 

αa 

ユニットクーラ空気側熱伝達率 

W/(m2・K) 

αr 

冷媒側熱伝達率 

W/(m2・K) 

αrG 

冷媒過熱ガス熱伝達率 

W/(m2・K) 

φa 

ユニットクーラ空気側熱流密度 

W/m2 

φaf 

ユニットクーラ単位前面面積当たりの冷凍能力 

W/m2 

φr 

ユニットクーラ冷媒側熱流密度 

W/m2 

Δh 

冷凍効果(エンタルピー差) 

kJ/kg 

 


B 8610:2020  

 

表1−記号及び単位(続き) 

記号 

説明 

単位 

Δhsup 

蒸発器出口過熱冷媒ガスと乾燥飽和蒸気との冷凍効果
(エンタルピー差) 

kJ/kg 

Δtsup 

管出口冷媒蒸気過熱度 

t

対数平均温度差 

TD 

温度差(ta1−t0) 

sup

Δt

 

過熱部平均温度差 

Uaf 

前面風速 

m/s 

qmr 

1回路管内冷媒流量 

kg/h 

Δp 

圧力損失 

MPa 

NuG 

冷媒ガスのヌッセルト数 

− 

ReG 

冷媒ガスのレイノルズ数 

− 

PrG 

冷媒ガスのプラントル数 

− 

λrG 

冷媒ガスの熱伝導率 

W/(m・K) 

絶対温度 

tR 

室温 

℃ 

ρa 

空気密度 

kg/m3 

乾き度 

kg/kg 

μL 

冷媒液の粘度 

Pa・s 

λL 

冷媒液の熱伝導率 

W/(m・K) 

Re 

冷媒側レイノルズ数 

− 

重力の加速度 

9.81 m/s2 

cp 

定圧比熱 

kJ/(kg・K) 

注a) fp,Pp,tc及びtfは,図1による。 

 

 

図1−フィンカラー部拡大図,管ピッチ及びフィンピッチ 

 


B 8610:2020  

 

風速の測定 

4.1 

冷凍能力の計算に用いる前面風速の測定 

風速は,熱線風速計,ピトー管及び差圧計,又はビラム式風速計を用いて,ユニットクーラ空気入口側

にファンを設ける場合には,図2に示すA1−A1断面で測定する。ただし,ユニットクーラ空気出口側に

ファンを設ける場合には,空気入口側A2−A2断面で風速を測定しなければならない。 

なお,風速の測定は,風路断面積0.16 m2までは4か所で行い,更に風路断面積が0.16 m2増すごとに1

か所以上の測定を追加する。また,測定に際しては,自由回転羽根などを用いて測定位置でのダクト内風

速が均一になるようにする。 

 

 

 

単位 mm 

管外径 

l1 

l2 

9.52 

200以上 

 

60以上 

12.70 

270以上 

 

80以上 

15.88 

330以上 

 100以上 

図2−風速の測定 

 

4.2 

風速計の精度 

測定に使用する計器の精度は,±0.2 m/sとする。 

 

冷凍能力 

冷凍能力

式(1)によって算出する。 

Δt

Κ

l

a

l

A

k

Φ

0

  (1) 

ここに, 

  

0

2

a

0

1a

2

a

1

a

ln

t

t

t

t

t

t

Δt

  (2) 

Α

/

Α

k

e

  (3) 

f

3

f

0

p

2

10

Νnt

d

Α

Α

 (4) 


B 8610:2020  

 

f

f

3

c

0

c

3

c

f

0

p

e

2

10

π

10

π

nA

η

Νnt

d

η

t

t

Νn

d

Α

A

  (5) 

1の場合のk値を図6〜図8に示す。また,K値を図9〜図11に示し,aの値を図12〜図14に示す。 

なお,図中の数値は計算上の基準値である。 

 

能力計算に関わるファクター 

6.1 

フィン効率 

ユニットクーラの冷凍能力を間接的に示すものとして,その伝熱面積を指標とすることが可能である。

しかし,冷却作用に寄与する有効外表面伝熱面積は,フィン効率及びフィンとコイルとの間の接触効率に

支配される。さらにフィン効率は,前面風速,管ピッチ,フィンの材料及びフィン材の厚さによって変化

する。図3〜図5は,それぞれ連続フィンを使用する直径9.52 mm銅管製,直径12.70 mm銅管製及び直径

15.88 mm銅管製のユニットクーラのフィン効率と管ピッチとの関係を示す。 

 

 

図3−連続フィンを使用する直径9.52 mm銅管のユニットクーラのフィン効率ηfと管ピッチPPとの関係 


B 8610:2020  

 

 

図4−連続フィンを使用する直径12.70 mm銅管のユニットクーラのフィン効率ηfと管ピッチPPとの関係 

 

 

図5−連続フィンを使用する直径15.88 mm銅管のユニットクーラのフィン効率ηfと管ピッチPPとの関係 


B 8610:2020  

 

6.2 

有効伝熱面積 

6.4に示すユニットクーラの熱通過率K(以下,K値という。)を求めるためには,有効伝熱面積を求め

る必要がある。このため,製品の空気側伝熱面積から実際に有効な伝熱面積を求めるための“k”値を算出

することになるが,接触効率ηc=1の場合の“k”値を図6〜図8に示す。この計算の基礎は,図3〜図5

のηfによったものである。ηcが1より小さい場合は,式(4)及び式(5)並びに図3〜図5を使用して“k”値

を計算する。ただし,ηc>0.97の場合は,冷凍能力の誤差は3 %以内と予想されるため,図6〜図8の“k”

値を使用してもよい。 

さらに,6.4に示すように,ユニットクーラ出口付近の冷媒ガス過熱部での空気との熱交換量は非常に小

さいことから,この部分での熱交換量は考慮せず,式(1)で示すように,冷却作用を行う有効外表面伝熱面

積は, 

l

a

l

A

k

 

とする。ただし,満液式又は冷媒液強制循環式のユニットクーラは,コイル末端まで液冷媒が存在し,有

効に伝熱作用を行うため,過熱部を考慮しない。 

この式に用いる過熱部の長さa(以下,a値という。)は,図12〜図14に示されているが,次の式から

算出したものである。 

600

3

Δ

Δ

sup

mr

sup

i

/

h

q

t

d

m

  (6) 

rG

a

1

1

α

m

α

Κ

  (7) 

4.0

rG

8.0

eG

rG

i

rG

uG

023

.0

P

R

λ

d

α

N

  (8) 

47

.0

af

a

7.

40 U

α

(直径9.52 mm銅管Pp=22×25.4)  (9) 

65

.0

af

a

5.

30 U

α

(直径12.70 mm銅管Pp=33×38)  (10) 

63

.0

af

a

2.

30 U

α

(直径15.88 mm銅管Pp=40×40) (11) 

式(6)での1回路管内冷媒流量qmrは,直径9.52 mm銅管については1回路長10 m,直径12.70 mm銅管

については1回路長12.5 m,直径15.88 mm銅管については1回路長15 mを基準とし,6.4に示す方法に

よって,それぞれの管長で蒸発を完了する値をコイル前面風速Uaf,有効内外面積比m,対数平均温度差t

Δ

などの条件別に求めたものを使用する。したがって,a値を加えた1回路長は,これらの基準より長くな

る。 

このようにして求めたqmrについて,規定の過熱度に対するエンタルピー増加量Δhsupをp-h特性から求

め,式(7)〜式(11)によって求める過熱部のK値と式(6)とから過熱に必要な管長a値を求める。 

6.3 

過熱部平均温度差

sup

Δt

 

同一過熱度を得るための管1回路についてのa値は,ユニットクーラに対する冷媒供給方式及び送風方

式によって異なる。図12〜図14に示すa値を算出するための

sup

Δt

は,式(12)による。 

 


B 8610:2020  

 

2

Δ

Δ

Δ

sup

sup

t

t

t

  (12) 

したがって,実際の製品によっては,過熱のために必要なコイル長a値は,式(12)に基づき求めた長さ

より短いもの,又は長いものもあることから,それぞれの製品について,送風空気と過熱冷媒ガスとの平

均温度差

sup

Δt

に応じたa値を算出し,式(1)を用いてΦ0を求めることが望ましい。 

なお,過熱度は式(12)では算術平均値を使用する。 

6.4 

熱通過率K 

乾式直接膨張式ユニットクーラでは,温度自動膨張弁を使用しているため,ユニットクーラ出口側で冷

媒ガスは過熱状態にある。このため,この部分の冷媒側熱伝達率は極めて小さく,空気冷却の場合,ここ

でのK値は熱交換部と比較すると小さい値となる。さらに,a値は1回路長につき10 %〜20 %になるのが

一般的であり,K値の算出において過熱部の長さを含む全伝熱面積又は過熱部を除く伝熱面積のいずれを

用いるのかによって,冷凍能力の算出結果に大きな差異が生じることがある。 

K値は,有効外表面伝熱面積Ae及びユニットクーラの対数平均温度差t

Δから求められる値を使用する。

潤滑油の影響を考慮しないとき,コイル内で冷媒がある管長lで完全蒸発する場合には,冷媒R410Aを使

用するユニットクーラの有効外表面伝熱面積でのK値は,式(13)〜式(15)によって求めることが可能である。 

6

3

Δ

mr

i

r

.

h

q

l

d

φ

 (13) 

i

L

0.4

2

e

r

Δ

000

1

01

.0

d

λ

l

h

R

α

g

  (14) 

L

i

mr

L

2

i

i

mr

e

π

600

3

4

π

600

3

4

μ

d

q

μ

d

d

q

R

 

r

a

1

1

α

m

α

K

  (15) 

すなわち,ある1回路長l,コイル前面風速Uaf及びユニットクーラ通過空気と冷媒との対数平均温度差

t

Δのとき,ある運転条件の場合のユニットクーラ内冷媒の乾燥飽和蒸気とコイル入口の冷媒のエンタルピ

ーとのΔhをp-h線図から求めておき,qmrの推定を行う。次の順序で計算を行い,φrとmKt

Δとが一致す

るまでqmrの推定を繰り返す。 

 

図9〜図11から求められるK値は,これらの計算による値である。K値を補正する指針として,次に示

す点を考慮する必要がある。 

なお,参考として,冷媒R404AのK値及びa値を,それぞれ図15〜図17及び図18〜図20に示す。 

 


10 

B 8610:2020  

 

a) 潤滑油の影響を考慮しないこと コイルに入る冷媒の含有量が質量比で3 %までは,αrはあまり変化

しない。したがって,K値には全く影響がないとしてもよい。しかし,これ以上に油量が増加すると,

それに伴って少しずつαrが小さくなるため,K値も僅かずつ減少する。 

b) フィン接触効率ηcが小さいとK値は小さくなること(6.2参照) 

c) ユニットクーラ各列に対する冷媒の分流が均一であること 各列に対する冷媒の分流が均一である

場合のK値が,図9〜図11に示されており,不均一の場合は式(1)から求められる冷凍能力は信頼性

が低い。式(14)から,ある1回路長lについて定まるqmrより少ない冷媒が流れると,その管のαrが小

さくなり,したがって,コイル全体の平均値であるK値が小さくなる。また,実際には冷媒の全く流

れていない管列もある。しかし,不均一な分流は,この規格では考慮しない。 

d) 1回路長10 m(直径9.52 mm銅管),1回路長12.5 m(直径12.70 mm銅管)又は1回路長15 m(直

径15.88 mm銅管)についての値であること ユニットクーラ冷媒側熱流密度φrが同一(ユニットク

ーラ単位長さ当たりの負荷が同一)でも,1回路長が長い場合は式(13)によってqmrが大きくなる。し

かし,1回路長が長すぎると管内圧力降下が増加する。このため,圧縮機の吸込圧力は低下し,圧縮

のための動力を増加することになり,省エネルギーの観点からも適切ではない。このため,この吸入

圧力より高い適正な吸入圧力で運転しようとすれば,qmrを逆に減少しなければならず,更に吸入ガス

は過熱を余儀なくされ,ユニットクーラの冷凍能力は減少することになる。逆に1回路長が短いとqmr

が小さくなり,αr,つまり,K値も小さくなる。 

この理由によって,1回路長には最適値が存在し,10 m(直径9.52 mm銅管),12.5 m(直径12.70 mm

銅管)及び15 m(直径15.88 mm銅管)は,使用される範囲のt

の適正な値であるの

で,この長さを選んでK参考値と記載する。しかし,この長さより1回路長が長くても,又は短くて

も,過大なものでない限りK値の変化量は大きくない。ただし,1回路長が過大のときは,圧力損失

による冷凍能力の低下を考慮しなければならない。圧力損失による冷凍能力の低下については,附属

書Aを参照する。 

e) 管内冷媒蒸発温度t0が高い場合は僅かながらK値が大きくなること 蒸発温度が高くなると冷媒の粘

性が小さくなるため,αrは少し大きくなり,K値も僅かに増加する傾向をもつ。しかし,空気側の熱

伝達抵抗があるためK値に対する影響は小さい。 

例えば,コイル内外面の熱伝達抵抗が等しい程度の一般的ユニットクーラでは,αrの変化量(%)

に対してK値変化はその1/2になる。したがって,t0=5 ℃の場合,t0=−30 ℃の場合に対して約20 %

程度αrが大きくなるためK値は10 %程度大きくなる。しかし,冷凍用の範囲ではt0が低いため,ほ

とんどK値は変わらないとしてもよい。 

f) 

冷凍機の運転条件による変化 冷凍機の運転条件によってΔhは変化する。図9〜図11のK値を計算

する場合は,凝縮温度tk=25 ℃,管内冷媒蒸発温度t0=−30 ℃のときの値であるΔh=170.19 kJ/kg

を使用している。式(14)によればαrはΔhの0.4乗に比例するため,Δhの大小によって最大±5 %程度

変化する。したがって,e)によってK値は±2.5 %程度で,僅かながら変化する。 

g) ユニットクーラ管ピッチの影響 管ピッチが大きくなるとαaは小さくなる性質がある。例えば,PP

=40×40の式(11)に対し,直径15.88 mm銅管,PP=50×50の場合は,次のようになる。 

63

.0

af

a

6.

25

U

(実験式) 

このαaを使用してK値を求めると,各t

Δ,Uaf,mについてPP=40×40の場合のK値から,冷媒

R410Aでは13.2 %〜14.6 %程度小さくなる。これによって,PP=50×50の場合は図11のK値の14 %


11 

B 8610:2020  

 

減とした。また,PP=60×60の場合は,次のようになり, 

63

.0

af

a

4.

24

U

(実験式) 

PP=40×40の場合のK値より16.7 %〜18.4 %程度小さくなる。これによって,PP=60×60の場合は

図のK値の17.8 %減とした。また,直径12.70 mm銅管,PP=45×52の場合は,次のようになり, 

65

.0

af

a

7.

24 U

(実験式) 

K値の減少率はPP=33×38のK値に対し,17.0 %〜18.3 %減となる。 

直径9.52 mm銅管使用の場合は,管ピッチは一般に25 mm程度であるので,それ以外の管ピッチに

ついては特に記載しない。 

h) 着霜による影響 着霜によるK値への影響については,附属書Bを参照する。 


12 

B 8610:2020  

 

 

 

1の場合) 

図6−直径9.52 mm銅管のユニットクーラのk(Ae/A)とPpとの関係 


13 

B 8610:2020  

 

 

 

1の場合) 

図7−直径12.70 mm銅管のユニットクーラのk(Ae/A)とPpとの関係 


14 

B 8610:2020  

 

 

 

1の場合) 

図8−直径15.88 mm銅管のユニットクーラのk(Ae/A)とPpとの関係 


15 

B 8610:2020  

 

 

 

図9−冷媒R410Aを用いる場合,直径9.52 mm銅管のユニットクーラ(1回路長10 m, 

170.19 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=22×25.4)との関係 


16 

B 8610:2020  

 

 

 

図10−冷媒R410Aを用いる場合,直径12.70 mm銅管のユニットクーラ(1回路長12.5 m, 

170.19 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=33×38)との関係 


17 

B 8610:2020  

 

 

 

 Pp=50×50でのK値は,この図の値の14 %減とする。 

 

図11−冷媒R410Aを用いる場合,直径15.88 mm銅管のユニットクーラ(1回路長15 m, 

170.19 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=40×40)との関係 


18 

B 8610:2020  

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

図12−冷媒R410Aを用いる場合,直径9.52 mm銅管のユニットクーラ(1回路長10 m, 

170.19 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


19 

B 8610:2020  

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

 

図13−冷媒R410Aを用いる場合,直径12.70 mm銅管のユニットクーラ(1回路長12.5 m, 

170.19 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


20 

B 8610:2020  

 

 

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

 

図14−冷媒R410Aを用いる場合,直径15.88 mm銅管のユニットクーラ(1回路長15 m, 

170.19 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


21 

B 8610:2020  

 

 

 

図15−冷媒R404Aを用いる場合,直径9.52 mm銅管のユニットクーラ(1回路長10 m, 

113.5 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=22×25.4)との関係 


22 

B 8610:2020  

 

 

 

図16−冷媒R404Aを用いる場合,直径12.70 mm銅管のユニットクーラ(1回路長12.5 m, 

113.5 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=33×38)との関係 


23 

B 8610:2020  

 

 

 

 Pp=50×50でのK値は,この図の値の17 %減とする。 

 

図17−冷媒R404Aを用いる場合,直径15.88 mm銅管のユニットクーラ(1回路長15 m, 

113.5 kJ/kg基準)のKとt

Δ(過熱度0 K,

1,Pp=40×40)との関係 


24 

B 8610:2020  

 

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

 

図18−冷媒R404Aを用いる場合,直径9.52 mm銅管のユニットクーラ(1回路長10 m, 

113.5 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


25 

B 8610:2020  

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

図19−冷媒R404Aを用いる場合,直径12.70 mm銅管のユニットクーラ(1回路長12.5 m, 

113.5 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


26 

B 8610:2020  

 

 

 

注記 各管ピッチに共通 

 

図20−冷媒R404Aを用いる場合,直径15.88 mm銅管のユニットクーラ(1回路長15 m, 

113.5 kJ/kg基準)の過熱部の長さaとt

Δとの関係 


27 

B 8610:2020  

 

温度差TDを用いた冷凍能力 

実用上は,温度差TDについての冷凍能力を表示する必要があるので,式(1)から得られるユニットクー

ラ冷凍能力Φ0を,温度差TDについての値に換算する方法を附属書Cに示す。 

 

ユニットクーラの冷凍能力計算書及び技術資料などに記載する項目 

ユニットクーラの冷凍能力計算書の例及び技術資料などに記載する項目を,附属書Dに示す。 

 


28 

B 8610:2020  

 

附属書A 

(参考) 

圧力損失による冷凍能力の低下 

 

ユニットクーラ1回路長lが過大であったり,対数平均温度差t

Δが過大のときは,コイル内冷媒圧力損

失Δpが大きくなる。このため,設定蒸発温度に相当する飽和圧力で冷媒蒸気を吸入圧縮すると,ユニッ

トクーラ入口冷媒飽和圧力,すなわち,飽和温度は高くなり,実際の対数平均温度差t

Δは減少する。 

t

Δが減少すると,図9〜図11からK値も減少し,冷凍能力Φ0は相乗的に減少する。このため,式(1)

から求められた冷凍能力より実際は低い冷凍能力となる。 

一般的に,直径15.88 mm銅管では,対数平均温度差t

Δが5 K程度である限り,1回路長lが20 m(ベ

ンド相当長を含む。)程度では,冷媒圧力損失は考慮しなくてもよい。しかし,これ以上長い場合は,冷凍

能力が低下するため,補正する必要がある。直径12.70 mm銅管では15 m以上,直径9.52 mm銅管では11.5 

m以上についても,同様である。 

図A.1〜図A.3は,補正に必要な1回路管内冷媒流量qmrと管内冷媒圧力損失との関係を示す。 

補正の方法は,次のとおりとする。 

まず,対数平均温度差t

Δを仮定し,次の順序で計算を行い,それによって得られるt

ΔとtΔとが一致

するまで計算を繰り返す。 

次に,1回路長lが最適長さ15 mに対して43 mの場合の計算例を示す。 

計算例の条件は,次のとおりとする。 

1回路長 l=43 m,直径15.88 mm銅管製,冷媒R410A 

過熱のための必要長 a=3 m 

管内冷媒蒸発温度 t0=−30 ℃,冷凍効果 Δh=164.98 kJ/kg 

有効内外面積比 m=5,前面風速 Uaf=3 m/s 

ユニットクーラ入口での冷媒乾き度 x=0.35 

管ピッチ 50×50,有効長 EL=5 m 

室温 ta1=−20 ℃ 

 

 

 

(Φ1はユニットクーラ1回路の冷凍能力を示す。) 

(t01はユニットクーラ入口での蒸発温度を示す。) 

 


29 

B 8610:2020  

 

この条件で計算した例を,次に示す。 

t

Δ=6.5 Kと仮定すれば,図11からK=40.3×0.86=34.7 [W/(m2・K)] 

よって, 

2

a

m

/

W

225.6

Δ=

t

K

φ

 

2

a

r

m

/

W

128

1

φ

 

  

m

40

kg/h

9.

42

000

1

600π

3

r

i

mr

とする。

l

h

d

q

 

W

967

1

600

3

000

1

mr

1

h

q

Φ

 

ma

p

1

a1

a2

000

1

600

3

q

c

Φ

t

t

(qma=1段当たりの空気質量流量,kg/h) 

qma=3(Uaf)×3 600×5(EL)×0.05(管ピッチ)×1.396 6(ρa)=3 770.8(kg/h) 

以上からta2=−21.88 ℃ 

また,図A.3からqmrに相当するΔpは, 

MPa

5

017

.0

 

蒸発器では,この圧力損失が直接に冷媒の圧力損失となり,冷媒R410Aの物性値表から, 

46

28

01

.

t

 

となる。よって,平均蒸発温度0tは, 

23

29

2

46

28

30

0

.

/

.

t

 

K

8.26

ln

Δ

0

2

a

0

1

a

2

a

1

a

t

t

t

t

t

t

t

 

よって, 

t

t

Δ

Δ

 

であるから,再びt

Δの推定を行い,同様の計算を繰り返す。 

以上の計算を行って, 

K

7.65

Δt

 

として求められる。この場合のKは,図11から, 

K

m

W/

36.64

0.86

42.6

2

K

 

2

1

W/m

280.3

Δt

K

φ

 

となり,

0

Δp

のとき,

K

10

K

58

.8

Δ

TD

t

としたときの'

φ1 

2

1

W/m

324.67

8.58

0.86

44

Δt

K

'

φ

 

の86 %程度の冷凍能力となる。 


30 

B 8610:2020  

 

 

 

 拡管内径diのときは,図から求められるΔpの値に(7.93×10−3/di)6を乗じた値とする。 

 

図A.1−冷媒R410Aを用いる場合,直径9.52 mm銅管ユニットクーラの水平直管内蒸発時の 

冷媒流量qmrと圧力損失Δpとの関係 


31 

B 8610:2020  

 

 

拡管内径diのときは,図から求められるΔpの値に(11.12×10−3/di)6を乗じた値とする。 
 

図A.2−冷媒R410Aを用いる場合,直径12.70 mm銅管ユニットクーラの水平直管内蒸発時の 

冷媒流量qmrと圧力損失Δpとの関係 

kJ/kg 

kJ/kg 


32 

B 8610:2020  

 

 

 

 拡管内径diのときは,図から求められるΔpの値に(13.89×10−3/di)6を乗じた値とする。 

 

図A.3−冷媒R410Aを用いる場合,直径15.88 mm銅管ユニットクーラの水平直管内蒸発時の 

冷媒流量qmrと圧力損失Δpとの関係 


33 

B 8610:2020  

 

附属書B 

(参考) 

着霜による影響 

 

着霜に伴うK値の低下は顕著である。この着霜量は,ユニットクーラの個々の使用条件によってそれぞ

れ異なる。すなわち,着霜量は,次の条件を考慮することが必要となる。 

a) ユニットクーラ入口空気と冷媒蒸発温度との差が高いほど多い。 

b) ユニットクーラ入口空気の温度及び相対湿度が大きいほど多い。 

c) 同一温度差では蒸発温度が高い場合の方が多い。 

d) 風速が高い場合の方が理論的には多い。この場合,着霜した雪が吹き飛ばされるほどの高い風速にな

れば,かえって霜が付きにくい。 

このような諸条件に加えて,更に入口空気の温度及び湿度並びに管内冷媒蒸発温度t0が与えられた場合,

K値の時間的変化は予測の域を出ないため,規定しない。 

このため,着霜に伴うK値の決定は,受渡当事者間の協議による。図B.1に例を示す。 

 

 

  

14.2

RH

69

5

3

s

m

3

2

0

pa1

a1

af

t

%

φ

.

t

/

.

U

 

 

Ⅱ:

15.1

RH

75

5

3

s

m

1.8

0

pa1

a1

af

t

%

φ

.

t

/

U

 

 

Ⅲ:

16.5

RH

73

5

3

s

m

3

1

0

pa1

a1

af

t

%

φ

.

t

/

.

U

 

 

図B.1−着霜に伴うK値の変化参考例 


34 

B 8610:2020  

 

附属書C 
(規定) 

TDによる冷凍能力の求め方 

 

C.1 TDによる冷凍能力の計算 

箇条5の式(1)から得られる冷凍能力Φ0を,規定のTDについての冷凍能力に換算するために,図C.1

を用いる。 

着霜のない場合,ユニットクーラ前面面積Aaf当たりの冷凍能力φaf(W/m2)は,式(C.1)から求める。 

a2

a1

af

a

p

af

t

t

U

ρ

c

φ

  (C.1) 

したがって,ta1=tRにとれば,式(1)でΦ0が求められ,ta2は,式(C.1)から算定される。図C.1は箇条5

の式(2)とTD=ta1−t0との関係を線図化したものである。 

K

kg

kJ

1

p

/

c

 

 

ここに, 

3

a

m

/

kg

/

34

.

353

T

ρ

 

で示されるφafはta1=tRの温度によって変化するから,図C.1は室温によって変わってくる。図C.1では

t0=−30 ℃とし, 

0

Rt

t

TD

  (C.2) 

で示されるTDが5 K,7 K及び10 Kについて線図化している。したがって,管内冷媒蒸発温度t0が−

30 ℃以外の場合,線図構成が多少異なってくることになるが,通常,冷凍関係に使用されるt0の温度範

囲ではρaの差は小さく,図C.1を使用しても誤差は小さい。 

一般的なTDを用いたユニットクーラの冷凍能力の算式を,式(C.3)に示す。 

TD

A

K

Φ=

0

  (C.3) 

ここで,K値は上記換算の結果から得られた値であり,Aは実際の外表面伝熱面積である。 

 

C.2 計算例 

次に,冷媒R410Aを用いたユニットクーラの場合の計算例を示す。 

計算例の条件は,次のとおりとする。 

外表面伝熱面積 A=50 m2,直径15.88 mm銅管アルミニウムフィン製,管ピッチPP=50 mm×50 mm, 

フィン寸法 500 mm×400 mm,フィンピッチ fP=12 mm,フィン厚さ tf=0.25 mm, 

管有効長 EL=1 441 mm,管列数×管段数 nr×ns=10×8, 

前面風速 Uaf=2.5 m/s,銅管1 m当たり面積0.433 5 m2 

図8から,k≒0.786,管全長lt=8×10×1.441=115.28 m,管内径di=1.4×10−2 mとして,Ai及び有効内

表面伝熱面積比mは, 

2

2

t

i

i

m

5.07

115.28

10

1.4

l

d

A

 

7.75

5.07

0.786

50

 

したがって,図11及び図14からユニットクーラ単位前面面積当たりの冷凍能力φaf(W/m2)は表C.1

のように求められる。PP=50×50であるから,図11のK値の14 %減となる。 


35 

B 8610:2020  

 

 

図C.1−TD(K)についてユニットクーラ前面面積当たりの冷凍能力φaf(W/m2)を求めるための換算線図 

 

φ

af

 

(W

/m

2

)

 


36 

B 8610:2020  

 

表C.1−前面面積当たりの冷凍能力 

 

t

Δ (K) 

10 

 

K×0.86 [W/(m2・K)] 

26.73 

30.88 

34.44 

 

a (m) 

1.26 

0.95 

0.74 

 

l

a

l

 (m) 

0.891 

0.918 

0.936 

 

Φ0 (W) 

4 678 

7 795 

12 666 

 

φaf (W/m2) 

8 116 

13 524 

21 974 

l=1.441×8=11.528 m 

2

af

af

0

af

m

4

576

.0

0.05

8

441

.1

,

/

A

A

Φ

φ

 

aは,3 K過熱の値とした。 

 

表C.1のφafをt

Δ別に図C.1上にプロットしてその曲線を求め,TD=5,Uaf=2.5 m/s線及びその曲線の

交点を求めれば(図C.2参照), 

2

af

W/m

714

5

5

φ

TD

では

 

2

af

W/m

301

15

10

φ

TD

では

 

よって, 

5

TD

 

W

294

3

af

af

0

A

φ

Φ

 

10

TD

 

W

819

8

af

af

0

A

φ

Φ

 

となる。 

 

 

図C.2−TD(K)についてのφaf 


37 

B 8610:2020  

 

附属書D 
(参考) 

ユニットクーラの冷凍能力計算書及び技術資料などに記載する項目 

 

D.1 ユニットクーラの冷凍能力計算書 

ユニットクーラの冷凍能力計算書の例を,図D.1に示す。 

 

図D.1−ユニットクーラの冷凍能力計算書(例) 

製造業者名 

 

型式 

 

 

 

単位 

 

 

 

冷媒の種類 

− 

 

 

 

管の内外径 

 

 

 

管材料a) 

− 

 

 

 

フィン材料a) 

− 

 

 

 

フィン厚さ 

mm 

 

 

 

フィンカラー長 

mm 

 

 

 

管ピッチ 

mm 

 

 

 

フィンピッチ 

mm 

 

 

 

管列数×管段数 

− 

 

 

 

管有効長 

 

 

 

外表面伝熱面積 

m2 

 

 

 

有効外表面伝熱面積 

m2 

 

 

 

1回路長 

 

 

 

有効内外面積比 

− 

 

 

 

ユニットクーラの前面風速又は風量 

m/s又はm3/min 

 

 

 

ユニットクーラの前面有効面積 

m2 

 

 

 

過熱度 

 

 

 

 

対数平均温度差(t

Δ) 

 

 

 

冷凍能力(

b) 

 

 

 

温度差(TD) 

 

 

 

冷凍能力(

b) 

 

 

 

注a) 日本産業規格の材料記号による。 

b) この冷凍能力は,ファンモータの発熱量を差し引いていない値で計算する。 

 

D.2 技術資料などに記載する項目 

技術資料などに記載する項目は,次のとおりとする。 

a) 製造業者名又はその略号 

b) 型式名 

c) 製造年月 

d) 温度差TDを用いた冷凍能力 

e) 冷媒の種類 


38 

B 8610:2020  

 

f) 

外表面伝熱面積(m2) 

g) フィンピッチ(mm) 

h) 風量(m3/min) 

i) 

ファンモータの入力(kW)及び電圧(V)