JP6362538B2 - 流体間の熱の伝達 - Google Patents

Description

本発明は、流体間の熱の伝達に関し、より具体的には、熱交換プレートを使用した熱の伝達に関する。

世界中のエネルギー消費および需要は、指数関数的な割合で増大している。この需要は、特にアジアおよびラテンアメリカの発展途上国で上昇し続けることが見込まれる。同時に、従来のエネルギー源、すなわち、化石燃料は、加速的に枯渇しつつあり、化石燃料を利用する費用は上昇し続けている。環境および規制の懸念が、その問題を悪化させている。

太陽関連再生可能エネルギーは、エネルギーの増大する需要に対する解決策の一部分を提供し得る、１つの代替エネルギー源である。太陽関連再生可能エネルギーは、化石燃料、ウラン、または熱「グリーン」エネルギーと違って、その利用と関連する気候リスクがほとんどないか、または全くないため、魅力的である。加えて、太陽関連エネルギーは、無料であり、多いに豊富である。

海洋熱エネルギー変換（「ＯＴＥＣ」）は、海洋の熱帯地方で熱として貯蔵された太陽エネルギーを使用して、再生可能エネルギーを生産する方式である。世界中の熱帯海洋および海は、独自の再生可能エネルギー資源を提供する。多くの熱帯地域（およそ南緯２０°〜北緯２０°の間）では、水面海水の温度は、ほぼ一定のままである。約１００フィートの深さまで、海水の平均表面温度は、７５°Ｆ〜８５°Ｆ以上の間で季節的に変化する。同じ領域で、深海水（２５００フィート〜４２００フィート以上の間）は、極めて一定の４０°Ｆにとどまる。したがって、熱帯海洋構造は、３５°Ｆ〜４５°Ｆの間の、温水貯水器と冷水貯水器との間の温度差を伴って、表面で大量の温水貯水器を、深部で大量の冷水貯水器を提供する。この温度差（ΔＴ）は、わずかな季節的変化を伴って、昼夜に極めて一定のままである。

ＯＴＥＣプロセスは、熱機関を駆動して電気エネルギーを生産するために、水面熱帯海水と深海熱帯海水との間の温度差を使用する。ＯＴＥＣ発電は、生産されるエネルギーについて、低〜ゼロ二酸化炭素排出量を有する、可能性な再生可能エネルギー源として、１９７０年代後半に識別された。しかしながら、ＯＴＥＣ発電プラントは、より従来的な高圧高温発電プラントと比較して、低い熱力学的効率を有する。例えば、８０°Ｆ〜８５°Ｆの間の平均海面温度、および４０°Ｆの一定深海温度を使用して、ＯＴＥＣ発電プラントの最大理想カルノー効率は、７．５〜８％となる。実際の運用では、ＯＴＥＣ電力システムの総電力効率は、カルノー限度の約半分、または約３．５〜４．０％であると推定されている。加えて、１９７０年代および１９８０年代の主要な研究者らによって行われ、Ｗｉｌｌｉａｍ Ａｖｅｒｙ ａｎｄ Ｃｈｉｈ Ｗｕ，「Ｒｅｎｅｗａｂｌｅ Ｅｎｅｒｇｙ ｆｒｏｍ ｔｈｅ Ｏｃｅａｎ， ａ Ｇｕｉｄｅ ｔｏ ＯＴＥＣ」Ｏｘｆｏｒｄ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ Ｐｒｅｓｓ，１９９４（参照することにより本明細書に組み込まれる）で文書化された分析は、水および作業流体ポンプを作動させるため、および電力を発電プラントの他の補助的必要性に供給するために、４０°ＦのΔＴで動作するＯＴＥＣ発電プラントによって生成された総電力の４分の１〜２分の１（またはそれ以上）が必要とされることを示す。これに基づいて、ＯＴＥＣ発電プラントが海面水に貯蔵された熱エネルギーを正味電気エネルギーに変換する低い全体的な正味効率が、商業的な実用可能なエネルギー生産オプションではなかった。

全体的な熱力学的効率のさらなる低減をもたらす追加の要因は、精密な周波数調節のために、タービン上に必要な制御を提供することと関連する損失である。これは、温かい海水から抽出することができる仕事を制限するタービンサイクルの圧力損失を導入する。結果として生じる正味発電プラント効率は、したがって、１．５％〜２．０％となるであろう。

高い温度および圧力で動作する熱機関に特有である効率と比較した、この低いＯＴＥＣ正味効率は、ＯＴＥＣ電力が高価すぎて、より従来的な電力生産の方法と比較できないという、エネルギー計画者によって広く支持されている仮定につながっている。

実際に、寄生電力要件が、温水と冷水との間の比較的小さい温度差のため、ＯＴＥＣ発電プラントにおいて特に重要である。温かい海水と作業流体との間、および冷たい海水と作業流体との間で、最大熱伝達を達成するために、高い流速とともに、大きい熱交換表面積が必要とされる。これらの要因のうちのいずれか１つを増大させることにより、ＯＴＥＣ発電プラントへの寄生負荷を増加させ、それによって、正味効率を減少させ得る。海水と作業流体との間の限定された温度差におけるエネルギー伝達を最大限化する、効率的な熱伝達システムは、ＯＴＥＣ発電プラントの商業的実現可能性を増大させるであろう。

一見すると固有の大量寄生負荷を伴う比較的低い効率に加えて、ＯＴＥＣ発電プラントの運用環境は、そのような運用の商業的実現可能性も減少させる、設計および運用課題を提示する。前述のように、ＯＴＥＣ熱機関に必要とされる温水は、１００フィート以下の深さまでの海洋の表面で見出される。ＯＴＥＣエンジンを冷却するための一定の冷水源は、２７００フィート〜４２００フィート以上の間の深さで見出される。そのような深さは、典型的には、居留区または陸塊にさえごく接近して見出されない。海上発電プラントが必要とされる。

発電プラントが浮遊していようと、水中の特徴に固定されていようと、２０００フィート以上の長い冷水取込パイプが必要とされる。また、商業的に実現可能なＯＴＥＣ運用で必要とされる大量の水により、冷水取込パイプは、大きな直径（典型的には、６〜３５フィート以上の間）を必要とする。海上構造から大直径パイプを懸架することにより、商業的実現可能性を超えて、ＯＴＥＣの費用を以前から圧迫してきた、安定性、接続、および構築課題を提示する。

加えて、動的な海洋環境で懸架される、有意な長さ対直径比を有するパイプは、温度差およびパイプの長さに沿って変化する海流に曝され得る。屈曲およびパイプに沿って流動する渦からの応力もまた、課題を提示する。波の作用等の表面影響は、パイプと浮遊プラットフォームとの間の接続に関して、さらなる課題を提示する。望ましい性能、接続、および構造の配慮を有する、冷水パイプ取込システムは、ＯＴＥＣ発電プラントの商業的実現可能性を増大させるであろう。

ＯＴＥＣ発電プラントと関連する環境的懸念もまた、ＯＴＥＣ運用への障害となっている。従来のＯＴＥＣシステムは、海洋深部から大量の栄養豊富な冷水を引き込み、この水を表面または表面付近で放出する。そのような放出は、有益かまたは有害かに関わらず、ＯＴＥＣ発電プラントの付近の海洋環境に影響を及ぼし、ＯＴＥＣ放出から下流にあり得る、魚種資源および珊瑚礁系に影響を及ぼし得る。

いくつかの側面では、発電プラントは、電源として、海洋熱エネルギー変換プロセスを使用する。

さらなる側面は、寄生負荷の低減、より優れた安定性、より低い建設および運用費用、ならびに環境排出量の改善を伴う、向上した全体的効率を有する海上ＯＴＥＣ発電プラントに関する。他の側面は、浮遊構造と一体型である大容量水導管を含む。多段ＯＴＥＣ熱機関のモジュール性および区画化は、建設および維持費用を削減し、オフグリッド運用を限定し、運用性能を向上させる。なおもさらなる側面は、構造的に統合熱交換区画を有する、浮遊プラットフォームを提供し、波の作用によるプラットフォームの低移動を提供する。統合浮遊プラットフォームはまた、多段熱交換器を通して、効率的な温水または冷水流を提供し、効率を増加させ、寄生電力要求を低減し得る。関連付けられたシステムは、適切な深度／温度範囲で温水および冷水を放出することによって、環境的に中性の熱排出量を推進することができる。電気の形態で抽出されるエネルギーは、海洋へのバルク温度を低下させる。

さらなる側面は、高効率多段熱交換システムを有する、浮遊低波動（ｆｌｏａｔｉｎｇ，ｌｏｗ ｈｅａｖｅ）ＯＴＥＣ発電プラントに関し、温水および冷水供給導管および熱交換器キャビネットは、発電プラントの浮遊プラットフォームまたは構造に構造的に統合される。

いくつかの側面では、熱交換プレートは、非作業流体にさらされる正面および背面外部表面と、第１の方向における第１の複数の平行流路と第２の方向における第２の複数の平行流路とを備えている、正面および背面外部表面間の内部作業流体流動チャネルとを含む。これらのシステムの実施形態は、以下の特徴のうちの１つ以上を含むことができる。

いくつかの実施形態では、第１の方向は、第２の方向と反対、かつ第２の方向に平行である。

いくつかの実施形態では、第１および第２の流路の第１および第２の方向は、非作業流体の流動の方向に垂直である。

いくつかの実施形態では、プレートは、作業流体が低蒸気質を有する場合、比較的高い作業流体質量流束の第１の領域と、作業流体が高蒸気質を有する場合、比較的低い作業流体質量流束の第２の領域とをさらに備えている。

いくつかの実施形態では、内部流動チャネルは、第１の複数の平行流路および第２の複数の平行流路と流体接触する可変空間の面積を有する。ある場合には、プレートはまた、第１および第２の複数の流路内の１つ以上の構造壁をさらに備え、１つ以上の壁は、概して、流路に平行であり、可変空間の面積内で終端する。ある場合には、１つ以上の構造壁は、末端部に方向羽根を備え、流動の方向に配向される。ある場合には、１つ以上の構造壁は、構造壁の近位端に方向羽根を備えている。

いくつかの実施形態では、第１および第２の複数の流路の流路は、１５５ｍｍ〜６０ｍｍの断面積を有する、隙間を備えている。

いくつかの実施形態では、熱交換プレートは、複合ブロー成形プレートである。

いくつかの実施形態では、熱交換プレートは、アルミニウムである。

いくつかの実施形態では、プレートの作業流体圧力降下は、約０．２ｐｓｉ／ｆｔである。

いくつかの実施形態では、非作業流体熱伝達係数は、９００〜１４００Ｂｔｕ／ｆｔ２Ｒｈｒに及ぶ。

いくつかの実施形態では、第１の方向における第１の複数の平行流路および第２の方向における第２の複数の平行流路のパターンは、熱交換プレートの長さにわたって繰り返す。ある場合には、第１および第２の複数の流路内の流路の数は、パターンが、熱交換プレートの長さにわたって繰り返すにつれて、増加する。ある場合には、第１の複数の流路内の流路の数は、第１の方向あたり４つの流路から第１の方向あたり６つの流路に増加する。ある場合には、第１の複数の流路内の流路の数は、第１の方向あたり２つの流路から第１の方向あたり４つの流路に増加する。

いくつかの実施形態では、非作業流体は、海水である。

いくつかの実施形態では、作業流体は、アンモニアである。

いくつかの実施形態では、プレートは、ＯＴＥＣ熱交換プレートである。

なおもさらなる側面は、浮遊海洋熱エネルギー変換発電プラントを含む。スパー等の低波動構造、または、改良された半浸水型海上構造は、構造的に一体型の温海水通路と、多段熱交換表面と、作業流体通路とを有する、第１のデッキ部分を備え得、第１のデッキ部分は、作業流体の蒸発を提供する。構造的に一体型の冷海水通路と、多段熱交換表面と、作業流体通路とを有する、第２のデッキ部分も提供され、第２のデッキ部分は、蒸気から液体に作業流体を凝縮するための凝縮システムを提供する。第１および第２のデッキ作業流体通路は、発電のための１つ以上の蒸気タービン駆動発電機を備えている、第３のデッキ部分と連通する。

一側面では、水中部分を備えている、海上発電構造が提供される。水中部分は、一体型多段蒸発器システムをさら備えている、第１のデッキ部分と、一体型多段凝縮システムを備えている、第２のデッキ部分と、発電および変換機器を格納する、第３のデッキ部分と、冷水パイプおよび冷水パイプ接続とを備えている。

さらなる側面では、第１のデッキ部分は、高容量温水導管を形成する、第１段温水構造通路をさらに備えている。第１のデッキ部分はまた、第１段温水構造通路と協働し、作業流体を蒸気に加温するように配列される、第１段作業流体通路も備えている。第１のデッキ部分はまた、第２段温水構造通路に直接連結される、第１段温水放出口も備えている。第２段温水構造通路は、高容量温水導管を形成し、第１段温水放出口に連結される、第２段温水取込口を備えている。第２段温水取込口への第１段温水放出口の配列は、第１および第２段の間の温水流において低圧力損失をもたらす。第１のデッキ部分はまた、第２段温水構造通路と協働し、第２の作業流体を蒸気に加温するように配列される、第２段作業流体通路も備えている。第１のデッキ部分はまた、第２段温水放出口も備えている。

さらなる側面では、水中部分は、高容量温水導管を形成する、第１段冷水構造通路をさらに備えている、第２のデッキ部分を備えている。第１段冷水通路は、第１段冷水取込口をさらに備えている。第２のデッキ部分はまた、第１のデッキ部分の第１段作業流体通路と連通する第１段作業流体通路も備えている。第１段冷水構造通路と協働している第２のデッキ部分の第１段作業流体通路は、作業流体を液体に冷却する。第２のデッキ部分はまた、高容量温水導管を形成する、第２段冷水構造通路に直接連結される、第１段冷水放出口も備えている。第２段冷水構造通路は、第２段冷水取込口を備えている。第１段冷水放出口および第２段冷水取込口は、第１段冷水放出口から第２段冷水取込口への冷水流の低圧力損失をもたらすように配列される。第２のデッキ部分はまた、第１のデッキ部分の第２段作業流体通路と連通する第２段作業流体通路も備えている。第２段冷水構造通路と協働している第２段作業流体通路は、第２段作業流体通路内の作業流体を流体に冷却する。第２のデッキ部分はまた、第２段冷水放出口も備えている。

さらなる側面では、第３のデッキ部分は、第１および第２の蒸気タービンを備え得、第１のデッキ部分の第１段作業流体通路は、第１のタービンと連通しており、第１のデッキ部分の第２段作業流体通路は、第２のタービンと連通する。第１および第２のタービンは、１つ以上の発電機に連結することができる。

なおもさらなる側面では、水中部分を備えている、海上発電構造が提供され、水中部分は、第４段蒸発器部分と、第４段凝縮器部分と、第４段発電部分と、冷水パイプ接続と、冷水パイプとをさらに備えている。

一側面では、４段蒸発器部分は、第１段熱交換表面、第２段熱交換表面、第３段熱交換表面、および第４段熱交換表面を含む、温水導管を備えている。温水導管は、水中部分の垂直構造部材を備えている。第１、第２、第３、および第４の熱交換表面は、作業流体導管の第１、第２、第３、および第４段部分と協働しており、作業流体導管を通して流動する作業流体は、第１、第２、第３、および第４段部分の各々において蒸気に加熱される。

一側面では、第４段凝縮器部分は、第１段熱交換表面、第２段熱交換表面、第３段熱交換表面、および第４熱交換表面を含む、冷水導管を備えている。冷水導管は、水中部分の垂直構造部材を備えている。第１、第２、第３、および第４の熱交換表面は、作業流体導管の第１、第２、第３、および第４段部分と協働しており、作業流体導管を通して流動する作業流体は、各連続段で徐々に高い温度を伴って、第１、第２、第３、および第４段部分の各々において液体に冷却される。

さらに別の側面では、蒸発器部分の第１、第２、第３、および第４段作業流体導管は、第１、第２、第３、および第４の蒸気タービンと連通しており、蒸発器部分の第１段作業流体導管は、第１の蒸気タービンと連通しており、凝縮器部分の第４段作業流体導管へと排出する。

さらに別の側面では、蒸発器部分の第１、第２、第３、および第４段作業流体導管は、第１、第２、第３、および第４の蒸気タービンと連通しており、蒸発器部分の第２段作業流体導管は、第２の蒸気タービンと連通しており、凝縮器部分の第３段作業流体導管へと排出する。

さらに別の側面では、蒸発器部分の第１、第２、第３、および第４段作業流体導管は、第１、第２、第３、および第４の蒸気タービンと連通しており、蒸発器部分の第３段作業流体導管は、第３の蒸気タービンと連通しており、凝縮器部分の第２段作業流体導管へと排出する。

さらに別の側面では、蒸発器部分の第１、第２、第３、および第４段作業流体導管は、第１、第２、第３、および第４の蒸気タービンと連通しており、蒸発器部分の第４段作業流体導管は、第４の蒸気タービンと連通しており、凝縮器部分の第１段作業流体導管へと排出する。

なおもさらなる側面では、第１の発電機が、第１のタービン、第４のタービン、または第１および第４のタービンの組み合わせによって駆動される。

なおもさらなる側面では、第２の発電機が、第２のタービン、第３のタービン、または第２および第３のタービンの両方の組み合わせによって駆動される。

追加の側面は、第１および第４のタービンまたは第２および第３のタービンが、９ＭＷから６０ＭＷの間の電力を生産すること、第１および第２のタービンが、約５５ＭＷの電力を生産すること、第１および第２のタービンが、海洋熱エネルギー変換発電プラントで複数のタービン発電機セットのうちの１つを形成すること、第１段温水取込口には、第２段冷水放出口からの干渉がないこと、第１段冷水取込口には、第２段温水放出口からの干渉がないこと、第１または第２段作業流体通路内の作業流体が、商業用冷媒を備えていること等の特徴のうちの１つ以上を組み込むことができる。作業流体は、アンモニア、プロピレン、ブタン、Ｒ−１３４、またはＲ−２２等の好適な熱力学的熱力学的を伴う任意の流体を備え、第１および第２段作業流体通路の中の作業流体は、１２°Ｆ〜２４°Ｆの間で温度が上昇し、第１の作業流体は、第１段作業流体通路を通して流動し、第２の作業流体は、第２段作業流体通路を通して流動し、第２の作業流体は、第１の作業流体が第１の蒸気タービンに流入するよりも低い温度で第２の蒸気タービンに流入し、第１および第２段作業流体通路の中の作業流体は、１２°Ｆ〜２４°Ｆの間で温度が低下し、第１の作業流体は、第１段作業流体通路を通して流動し、第２の作業流体は、第２段作業流体通路を通して流動し、第２の作業流体は、第１の作業流体が第２のデッキ部分に流入するよりも低い温度で第２のデッキ部分に流入する。

さらなる側面はまた、第１または第２段温水構造通路内を流動する温水が、温かい海水、地熱で加熱された水、太陽熱で加熱された貯水器水、加熱された工業用冷却水、またはそれらの組み合わせを備えていること、温水が５００，０００〜６，０００，０００ｇｐｍの間で流動すること、温水が５，４４０，０００ｇｐｍで流動すること、温水が３００，０００，０００ｌｂ／ｈｒ〜１，０００，０００，０００ｌｂ／ｈｒの間で流動すること、温水が２，７２０，０００ｌｂ／ｈｒで流動すること、第１または第２段冷水構造通路内を流動する冷水が、冷たい海水、冷たい淡水、冷たい地下水、またはこれらの組み合わせを備えていること、冷水が２５０，０００〜３，０００，０００ｇｐｍの間で流動すること、冷水が３，４２０，０００ｇｐｍで流動すること、冷水が１２５，０００，０００ｌｂ／ｈｒ〜１，７５０，０００，０００ｌｂ／ｈｒの間で流動すること、冷水が１，７１０，０００ｌｂ／ｈｒで流動すること等の特徴のうちの１つ以上を組み込むこともできる。

側面はまた、海上構造が低波動構造であること、海上構造が浮遊スパー構造であること、海上構造が半浸水型構造であること等の特徴のうちの１つ以上を組み込むこともできる。

なおもさらなる側面は、作業流体との熱交換のための第１の水流通路をさらに備えている、第１段キャビネットと、第１の作業流体通路と、作業流体との熱交換のためであり、第１の水流通路から第２の水流通路へ流動する水の圧力降下を限定する方式で第１の水流通路に連結される、第２の水流通路をさらに備えている、第１段キャビネットに連結される第２段キャビネットと、第２の作業流体通路とを備えている、海洋熱エネルギー変換発電プラントで使用するための高容量高速熱交換システムを含むことができる。第１および第２段キャビネットは、発電プラントの構造部材を備えている。

一側面では、水は、第１段キャビネットから第２段キャビネットへ流動し、第２段キャビネットは、第１段キャビネット蒸発器の下にある。別の側面では、水は、第１段キャビネットから第２段キャビネットへ流動し、第２段キャビネットは、凝縮器の中の第１段キャビネットより上側、および蒸発器の中の第１段キャビネットより下側にある。

なおもさらなる側面では、冷水パイプは、海洋深度からＯＴＥＣの冷水取込口に冷水を提供する。冷水取込口は、ＯＴＥＣ発電プラントの水中部分の第２のデッキ部分内にあり得る。冷水パイプは、セグメント化された構造であり得る。冷水パイプは、連続パイプであり得る。冷水パイプは、外面と、上端と、底端とを有する、細長い管状構造を備えていることができる。管状構造は、複数の第１および第２の側板セグメントをさらに備えていることができ、各側板セグメントは、上部部分と、底部部分とを有し、第２の側板セグメントの上部部分は、第１の側板セグメントの上部部分からオフセットされる。冷水パイプは、少なくとも部分的に、外側表面の周りに螺旋状に巻かれる、輪金または薄帯を含むことができる。第１および第２の側板および／または輪金は、ポリ塩化ビニル（ＰＶＣ）、塩素化ポリ塩化ビニル（ＣＰＶＣ）、繊維強化プラスチック（ＦＲＰ）、強化ポリマーモルタル（ＲＰＭＰ）、ポリプロピレン（ＰＰ）、ポリエチレン（ＰＥ）、架橋高密度ポリエチレン（ＰＥＸ）、ポリブチレン（ＰＢ）、アクリロニトリルブタジエンスチレン（ＡＢＳ）、ポリエステル、繊維強化ポリエステル、ビニルエステル、強化ビニルエステル、コンクリート、セラミック、またはそれらのうちの１つ以上の複合材料を備えていることができる。

さらなる側面は、ＯＴＥＣ発電プラントの水中部分と冷水パイプとの間に、動的接続を含む。動的接続は、冷水パイプの重量および動的力を支持することができ、ＯＴＥＣプラットフォームから懸架される。動的パイプ接続は、ＯＴＥＣプラットフォームと冷水パイプとの間の相対運動を可能にすることができる。相対運動は、垂直線から０．５°〜３０°であり得る。一側面では、相対運動は、垂直線から０．５°〜５°であり得る。動的パイプ接続は、球状または弓状軸受表面を含むことができる。

いくつかの実施形態では、静的接続は、ＯＴＥＣ発電プラントの水中部分と冷水パイプとの間にある。これらのシステムでは、冷水パイプの上部は、円錐形であることができ、スパー内から降下されたラインおよびウィンチを使用して、円錐形受口内に後退されることができる。冷水パイプは、ラインが、スパーの下側デッキから中央体デッキの吊上機器において使用するために取り外され得るように、係止機構を使用して、保持されることができる。

ある側面では、水中垂直パイプ接続は、垂直パイプ受け取りベイを有する浮遊構造を備え、受け取りベイは、第１の直径を有する、浮遊構造と、パイプ受け取りベイに挿入するための垂直パイプであって、パイプ受け取りベイの第１の直径よりも小さい第２の直径を有する、垂直パイプと、軸受表面と、軸受表面とともに動作可能な１つ以上の戻り止めであって、戻り止めは、軸受表面と接触しているときに、第１または第２の直径とは異なる直径を画定する、戻り止めとを備えている。

他の側面のさらなる詳細は、同時に出願され、本願および参照することによって、全体として本明細書に組み込まれる、Ｓｔａｖｅｄ Ｏｃｅａｎ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ Ｐｏｗｅｒ Ｐｌａｎｔ−Ｃｏｌｄ ＷａｔｅｒＰｉｐｅ Ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎと題された米国特許出願第１３／２０９，８９３号、および、Ｏｃｅａｎ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ Ｐｏｗｅｒ Ｐｌａｎｔと題された米国特許出願第１３／２０９，８６５号に説明される。

ある側面は、ＯＴＥＣ電力生産が、エネルギー生産のために、ほとんどまたは全く燃料費を必要としないこと、ＯＴＥＣ熱機関に関与する低圧および低温が、構成要素費用を削減し、高圧高温の発電プラントで使用される、高費用の特殊材料と比較して、通常の材料を必要とすること、発電プラントの信頼性が、有意な保守なしで数年間連続的に動作している、商業用冷蔵システムに匹敵する、高圧高温の発電プラントと比較して削減された建設時間、ならびに安全で環境に優しい運用および電力生産等の、利点のうちの１つ以上を有し得る。追加の利点として、従来のＯＴＥＣシステムと比較して増加した正味効率、より低い犠牲電気負荷、温水および冷水通路ならびに作業流体流動通路内の低減した圧力損失、モジュール式構成要素、低頻度のオフグリッド生産時間、低波動および波の作用に対する低減した脆弱性、水面より下側の冷却水の放出、冷水放出からの干渉がない温水の取り込みが、挙げられ得る。
本明細書は、例えば、以下の項目も提供する。
（項目１）
非作業流体にさらされる正面および背面外部表面と、
前記正面外部表面と前記背面外部表面との間の内部作業流体流動チャネルと
を備え、
前記内部作業流体流動チャネルは、第１の方向における第１の複数の平行流路と第２の方向における第２の複数の平行流路とを備えている、熱交換プレート。
（項目２）
前記第１の方向は、前記第２の方向と反対、かつ前記第２の方向に平行である、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目３）
前記第１および第２の流路の前記第１および第２の方向は、前記非作業流体の流動の方向に垂直である、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目４）
前記プレートは、作業流体が低蒸気質を有する場合、比較的高い作業流体質量流束の第１の領域と、前記作業流体が高蒸気質を有する場合、比較的低い作業流体質量流束の第２の領域とをさらに備えている、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目５）
前記内部流動チャネルは、前記第１の複数の平行流路および前記第２の複数の平行流路と流体接触する可変空間の面積を有する、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目６）
前記第１および第２の複数の流路内の１つ以上の構造壁をさらに備え、前記１つ以上の壁は、前記流路に概して平行であり、可変空間の前記面積内で終端する、項目５に記載の熱交換プレート。
（項目７）
前記１つ以上の構造壁は、末端部に方向羽根を備え、流動の方向に配向されている、項目６に記載の熱交換プレート。
（項目８）
前記１つ以上の構造壁は、前記構造壁の近位端に方向羽根を備えている、項目６に記載の熱交換プレート。
（項目９）
前記第１および第２の複数の流路の流路は、１５５ｍｍ〜６０ｍｍの断面積を有する、隙間を備えている、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１０）
前記熱交換プレートは、複合ブロー成形プレートである、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１１）
前記熱交換プレートは、アルミニウムである、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１２）
前記プレートの作業流体圧力降下は、約０．２ｐｓｉ／ｆｔである、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１３）
前記非作業流体熱伝達係数は、９００〜１４００Ｂｔｕ／ｆｔ２Ｒｈｒに及ぶ、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１４）
第１の方向における第１の複数の平行流路および第２の方向における第２の複数の平行流路のパターンは、前記熱交換プレートの長さにわたって繰り返す、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１５）
前記第１および第２の複数の流路内の流路の数は、前記パターンが、前記熱交換プレートの長さにわたって繰り返すにつれて、増加する、項目１４に記載の熱交換プレート。
（項目１６）
前記第１の複数の流路内の流路の数は、第１の方向あたり４つの流路から第１の方向あたり６つの流路に増加する、項目１４に記載の熱交換プレート。
（項目１７）
前記第１の複数の流路内の流路の数は、第１の方向あたり２つの流路から第１の方向あたり４つの流路に増加する、項目１４に記載の熱交換プレート。
（項目１８）
前記非作業流体は、海水である、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目１９）
前記作業流体は、アンモニアである、項目１に記載の熱交換プレート。
（項目２０）
前記プレートは、ＯＴＥＣ熱交換プレートである、項目１に記載の熱交換プレート。

１つ以上の実施形態の詳細は、添付図面および以下の説明に記載される。他の特徴、目的、および利点が、説明および図面から、ならびに請求項から明白となるであろう。

図１は、例示的従来技術のＯＴＥＣ熱機関を例証する。 図２は、例示的従来技術のＯＴＥＣ発電プラントを例証する。 図３は、ＯＴＥＣ構造を例証する。 図４は、熱交換デッキのデッキ平面図を例証する。 図５は、キャビネット熱交換器を例証する。 図６Ａは、従来の熱交換サイクルを例証する。 図６Ｂは、カスケード式多段熱交換サイクルを例証する。 図６Ｃは、ハイブリッドカスケード式多段熱交換サイクルを例証する。 図６Ｄは、蒸発器圧力降下および関連電力生産を例証する。 図７ＡおよびＢは、例示的ＯＴＥＣ熱機関を例証する。 図７ＡおよびＢは、例示的ＯＴＥＣ熱機関を例証する。 図８は、従来の多管式熱交換器を例証する。 図９は、従来のプレート熱交換器を例証する。 図１０は、キャビネット熱交換器を例証する。 図１１は、熱交換プレート配列の斜視図を例証する。 図１２は、熱交換プレート配列の斜視図を例証する。 図１３は、熱交換プレート構成の側面図を例証する。 図１４は、従来の高温水蒸気サイクルのＰ−ｈ図を例証する。 図１５は、熱サイクルのＰ−ｈ図を例証する。 図１６は、熱交換プレートの実施形態を例証する。 図１７は、熱交換プレートの実施形態を例証する。 図１８は、熱交換プレートの一部を例証する。 図１９Ａおよび１９Ｂは、一対の熱交換プレートの実施形態を例証する。 図１９Ａおよび１９Ｂは、一対の熱交換プレートの実施形態を例証する。 図２０Ａおよび２０Ｂは、一対の熱交換プレートの実施形態を例証する。 図２０Ａおよび２０Ｂは、一対の熱交換プレートの実施形態を例証する。 図２１Ａ−２１Ｄは、ＯＴＥＣ発電プラントのための熱交換プレートの例示的レイアウトを例証する。 図２１Ａ−２１Ｄは、ＯＴＥＣ発電プラントのための熱交換プレートの例示的レイアウトを例証する。 図２１Ａ−２１Ｄは、ＯＴＥＣ発電プラントのための熱交換プレートの例示的レイアウトを例証する。 図２１Ａ−２１Ｄは、ＯＴＥＣ発電プラントのための熱交換プレートの例示的レイアウトを例証する。 図２２Ａおよび２２Ｂは、それぞれ、熱交換カセットの基本構想図および熱交換プレートの作業流体チャネルの断面である。 図２３Ａおよび２３Ｂは、それぞれ、熱交換カセットの基本構想図および熱交換プレートの作業流体チャネルの断面である。 図２４Ａおよび２４Ｂは、それぞれ、熱交換カセットの基本構想図および熱交換プレートの作業流体チャネルの断面である。 図２５Ａおよび２５Ｂは、それぞれ、熱交換カセットの基本構想図および熱交換プレートの作業流体チャネルの断面である。 図２６Ａおよび２６Ｂは、それぞれ、熱交換カセットの基本構想図および熱交換プレートの作業流体チャネルの断面である。 図２７Ａおよび２７Ｂは、フルサイズの熱交換カセットおよび縮尺された熱交換カセットを比較する。 図２８−３２は、熱交換カセットの実施形態の基本構想図である。 図２８−３２は、熱交換カセットの実施形態の基本構想図である。 図２８−３２は、熱交換カセットの実施形態の基本構想図である。 図２８−３２は、熱交換カセットの実施形態の基本構想図である。 図２８−３２は、熱交換カセットの実施形態の基本構想図である。 図３３−３５は、作業流体チャネルの断面を例証する。 図３３−３５は、作業流体チャネルの断面を例証する。 図３３−３５は、作業流体チャネルの断面を例証する。

種々の図面中の同一参照記号は、同一要素を示す。

本開示は、海洋熱エネルギー変換（ＯＴＥＣ）技術を使用する発電に関する。ある側面は、従来のＯＴＥＣ発電プラントに勝る、低減した寄生負荷、より優れた安定性、より低い建設および運用費用を伴う、改善された全体的効率を有する、浮遊ＯＴＥＣ発電プラントに関する。他の側面は、浮遊構造と一体型である大容量水導管を含む。多段ＯＴＥＣ熱機関のモジュール性および区画化は、建設および維持費用を削減し、オフグリッド運用を限定し、運用性能を改善する。なおもさらなる側面は、統合熱交換区画を有する、浮遊プラットフォームを提供し、波の作用によるプラットフォームの低移動をもたらす。統合浮遊プラットフォームはまた、多段熱交換器を通して、効率的な温水または冷水流を提供し、効率を増加させ、寄生電力要求を低減し得る。特に、高効率的熱交換プレートは、全体的効率の増加をもたらし、したがって、さらに寄生電力要求を低減させることができる。ある側面は、適切な深度／温度範囲で温水および冷水を放出することによって、中立の熱排出量を推進する。電気の形態で抽出されるエネルギーは、海洋へのバルク温度を低下させる。

ＯＴＥＣは、電気を生成するために、地球の海洋に貯蔵される太陽からの熱エネルギーを使用するプロセスである。ＯＴＥＣは、海洋のより温かい最上層とより冷たい深海洋水との間の温度差を使用する。典型的には、この差は、少なくとも３６°Ｆ（２０℃）である。これらの条件は、およそ南回帰線と北回帰線との間、またはさらに北緯および南緯２０°の熱帯地域に存在する。ＯＴＥＣプロセスは、ランキンサイクルに動力供給するために温度差を使用し、温かい水面水が熱源としての機能を果たし、冷たい深水がヒートシンクとしての機能を果たす。ランキンサイクルタービンは、電力を生産する発電機を駆動する。

図１は、温海水入口１２と、蒸発器１４と、温海水出口１５と、タービン１６と、冷海水入口１８と、凝縮器２０と、冷海水出口２１と、作業流体導管２２と、作業流体ポンプ２４とを含む、典型的なＯＴＥＣランキンサイクル熱機関１０を例証する。

動作時、熱機関１０は、いくつかの作業流体のうちのいずれか１つ、例えば、アンモニア等の商業用冷媒を使用することができる。他の作業流体は、プロピレン、ブタン、Ｒ−２２、およびＲ−１３４ａを含むことができる。他の商業用冷媒を使用することもできる。約７５°Ｆ〜８５°Ｆ以上の間の温かい海水が、温海水入口１２を通して、海面または海面の直下から引き込まれ、順に、蒸発器１４を通過するアンモニア作業流体を加温する。アンモニアは、約９．３ａｔｍの蒸気圧まで沸騰する。蒸気は、作業流体導管２２に沿ってタービン１６へと運ばれる。アンモニア蒸気は、タービン１６を通過するにつれて膨張し、発電機２５を駆動する動力を生産する。次いで、アンモニア蒸気は、凝縮器２０に流入し、そこで、液体は約３０００フィートの深海の深さから引き込まれた冷たい海水によって冷却される。冷たい海水は、約４０°Ｆの温度で凝縮器に流入する。約５１°Ｆである、凝縮器２０の中の温度でのアンモニア作業流体の蒸気圧は、６．１ａｔｍである。したがって、有意な圧力差が、タービン１６を駆動し、電力を生成するために利用可能である。アンモニア作業流体が凝縮するにつれて、液体作業流体は、作業流体導管２２を介して、作業流体ポンプ２４によって、蒸発器１４の中へ戻される。

図１の熱機関１０は、異なる作業流体、ならびにより低い温度および圧力を使用することによって、ＯＴＥＣが異なることを除いて、ほとんどの蒸気タービンのランキンサイクルと本質的に同じである。図１の熱機関１０はまた、熱源（例えば、温かい海洋水）および冷たいヒートシンク（例えば、深海洋水）が電力を生産するために使用されるように、ＯＴＥＣサイクルが反対方向に実行されることを除いて、商業用冷蔵設備に類似する。

図２は、船またはプラットフォーム２１０と、温海水入口２１２と、温水ポンプ２１３と、蒸発器２１４と、温海水出口２１５と、タービン発電機２１６と、冷水パイプ２１７と、冷海水入口２１８と、冷水ポンプ２１９と、凝縮器２２０と、冷海水出口２２１と、作業流体導管２２２と、作業流体ポンプ２２４と、パイプ接続２３０とを含む、浮遊ＯＴＥＣ発電プラント２００の構成要素を例証する。ＯＴＥＣ発電プラント２００はまた、発電、変換、および伝送システムと、推進、スラスタ、または係留システム等の位置制御システムと、種々の補助および支援システム（例えば、職員宿泊施設、非常用電力、携帯用水、下水および排水、消火活動、損傷制御、予備浮力、および他の一般的な船上または海上システム）とを含むこともできる。

図１および２の基本熱機関およびシステムを利用するＯＴＥＣ発電プラントの実装は、３％以下の比較的低い全体的効率を有する。この低い熱効率のため、ＯＴＥＣ運用は、生成される電力の１キロワット当たり、電力システムを通る大量の水流を必要とする。これは、ひいては、広い熱交換表面積を有する大型熱交換器を必要とする。

そのような大量の水および広い表面積は、温水ポンプ２１３および冷水ポンプ２１９においてかなりの圧送能力を必要とし、沿岸ベースの施設への分配のために、または船上産業目的で利用可能な正味電力を低減させる。また、ほとんどの水上船の限定された空間は、蒸発器または凝縮器に向けられ、それを通して流動する大量の水を促進するのは容易ではない。実際、大量の水は、大直径パイプおよび導管を必要とする。限定された空間の中にそのような構造を置くことは、他の機械類を収容するために、複数の屈曲を必要とする。そして、典型的な水上船または構造の限定された空間は、ＯＴＥＣ発電プラントでの最大効率に必要とされる広い熱交換表面積を促進するのは容易ではない。したがって、ＯＴＥＣシステムまたは船あるいはプラットフォームは、従来、大型で高価であった。これは、ＯＴＥＣ運用が高費用であり、より高い温度および圧力を使用する他のエネルギー生産オプションと比較すると、低産出量のエネルギー生産オプションであるという業界の結論につながった。

本明細書に説明されるシステムおよびアプローチは、ＯＴＥＣ運用の効率を向上させ、建設および運用費用を削減するために、技術的課題に対処する。

船またはプラットフォーム２１０は、冷水パイプ２１７と船またはプラットフォーム２１０との間の動的な力を限定するため、およびプラットフォームまたは船におけるＯＴＥＣ機器のための良運用環境を提供するために、低運動を必要とする。船またはプラットフォーム２１０はまた、冷水および温水入口（２１８および２１２）の体積流量を支持し、ＯＴＥＣプロセスの効率を確保するように、適切なレベルで十分な冷水および温水を取り込むべきである。船またはプラットフォーム２１０はまた、船またはプラットフォーム２１０の水線より十分に下側での冷水および温水出口（２２１および２１５）を介する冷水および温水放出を可能にして、海面層中への熱再循環を回避するべきである。加えて、船またはプラットフォーム２１０は、発電動作を乱すことなく、荒天を乗り切るべきである。

本明細書に説明されるＯＴＥＣ熱機関１０は、最大効率および電力生産のために、高度に効率的な熱サイクルを使用する。沸騰および凝縮プロセスにおける熱伝達と、熱交換器の材料および設計とは、１ポンドあたりの温かい海水から抽出することができるエネルギーの量を限定する。蒸発器２１４および凝縮器２２０で使用される熱交換器は、寄生負荷を限定するために、低い損失水頭を伴う大量の温水および冷水流を使用する。熱交換器はまた、効率を向上させるために、高熱伝達係数を提供する。熱交換器は、効率を向上させるために、温水および冷水入口温度に対して調整される材料および設計を組み込む。熱交換器の設計は、費用および体積を削減するように、低量の材料を用いた単純構築方法を使用することができる。

タービン発電機２１６は、最小限の内部損失を伴って高度に効率的となるべきであり、また、効率を向上させるように作業流体に対して調整され得る。

図３は、以前のＯＴＥＣ発電プラントの効率を向上させ、それと関連する技術的課題の多くを克服する、ＯＴＥＣシステムの実装を例証する。本実装は、スパーと一体型である熱交換器ならびに関連温水および冷水配管とともに、船またはプラットフォーム用のスパーを備えている。

ＯＴＥＣスパー３１０は、ＯＴＥＣ発電プラントとの使用のための一体型多段熱交換システムを格納する。スパー３１０は、水線３０５より下側に水中部分３１１を含む。水中部分３１１は、温水取込部分３４０と、蒸発器部分３４４と、温水放出部分３４６と、凝縮器部分３４８と、冷水取込部分３５０と、冷水パイプ３５１と、冷水放出部分３５２と、機械デッキ部分３５４と、デッキハウス３６０とを備えている。

動作時、７５°Ｆから８５°Ｆの間の温かい海水が、温水取込部分３４０を通して引き込まれ、構造的に一体型の温水導管（図示せず）を通してスパーを下って流動する。ＴＥＣ熱機関の高容量水流要件により、温水導管は、５００，０００ｇｐｍ〜６，０００，０００ｇｐｍの間の流量を蒸発器部分３４４に向ける。温水導管は、６フィート〜３５フィート以上の間の直径を有する。このサイズにより、温水導管は、スパー３１０の垂直構造部材である。温水導管は、スパー３１０を垂直に支持するために十分な強度の大直径パイプであり得る。代替として、温水導管は、スパー３１０の構造と一体型である通路であり得る。

次いで、温水は、作業流体を蒸気に加温するために、１つ以上の積層多段熱交換器を格納する蒸発器部分３４４を通して流動する。次いで、温かい海水は、温水放出口３４６を介して、スパー３１０から放出される。温水放出は、環境影響を限定するように、温水放出温度とほぼ同じ温度である海洋温度層における、またはそれに近い深さに、温水放出パイプを介して位置されるか、または向けられることができる。温水放出は、温水取込または冷水取込のいずれかを伴う熱再循環を回避するように、十分な深さに向けられることができる。

冷たい海水は、冷水パイプ３５１を介して、約４０°Ｆの温度で２５００〜４２００フィート以上の間の深さから引き込まれる。冷たい海水は、冷水取込部分３５０を介して、スパー３１０に流入する。ＯＴＥＣ熱機関の高容量水流要件により、冷海水導管は、５００，０００ｇｐｍ〜３，５００，０００ｇｐｍの間の流量を凝縮器部分３４８に向ける。そのような冷海水導管は、６フィート〜３５フィート以上の間の直径を有する。このサイズにより、冷海水導管は、スパー３１０の垂直構造部材である。冷水導管は、スパー３１０を垂直に支持するために十分な強度の大直径パイプであり得る。代替として、冷水導管は、スパー３１０の構造と一体型である通路であり得る。

次いで、冷たい海水は、積層多段凝縮器部分３４８へと上方に流動し、そこで、冷たい海水は、作業流体を液体に冷却する。次いで、冷たい海水は、冷海水放出口３５２を介して、スパー３１０から放出される。冷水放出は、冷海水放出温度とほぼ同じ温度である海洋温度層におけるか、またはそれに近い深さに、冷海水放出パイプを介して位置されるか、または向けられることができる。冷水放出は、温水取込または冷水取込のいずれかを伴う熱再循環がないことを回避するために十分な深さに向けられることができる。

機械デッキ部分３５４は、蒸発器部分３４４と凝縮器部分３４８との間で垂直に位置付けることができる。蒸発器部分３４４の下に機械デッキ部分３５４を位置付けることにより、取込口から多段蒸発器を通して放出口へのほぼ直線の温水流を可能にする。凝縮器部分３４８より上側に機械デッキ部分３５４を位置付けることにより、取込口から多段凝縮器を通して放出口へのほぼ直線の冷水流を可能にする。機械デッキ部分３５４は、タービン発電機３５６を含む。動作時、蒸発器部分３４４からの蒸気に加熱された温かい作業流体は、１つ以上のタービン発電機３５６へと流動する。作業流体は、タービン発電機３５６の中で膨張し、それによって、電力の生産のためにタービンを駆動する。次いで、作業流体は、凝縮器部分３４８へと流れ、液体まで冷却され、蒸発器部分３４４へと送出される。

図４は、複数の多段熱交換器４２０がスパー４１０の周辺に配列される、ＯＴＥＣシステムの実装を例証する。熱交換器４２０は、ＯＴＥＣ熱機関で使用される蒸発器または凝縮器であり得る。熱交換の周辺レイアウトは、ＯＴＥＣスパープラットフォーム（図３に示されるように）の蒸発器部分３４４または凝縮器部分３４８とともに使用することができる。周辺配列は、任意の数の熱交換器（例えば、１つの熱交換器、２個から８個の間の熱交換器、８〜１６個の熱交換器、１６〜３２個の熱交換器、または３２個以上の熱交換器）を支持することができる。１つ以上の熱交換器は、ＯＴＥＣスパー４１０の単一のデッキの上または複数のデッキの上（例えば、２、３、４、５、または６個以上のデッキの上）で周辺に配列することができる。１つ以上の熱交換器は、２つの熱交換器が互の上に垂直に整列させられないように、２つ以上のデッキの間で周辺にオフセットされることができる。１つ以上の熱交換器は、１つのデッキの中の熱交換器が別の隣接デッキ上の熱交換器と垂直に整列させられるように、周辺に配列することができる。

個々の熱交換器４２０は、多段熱交換システム（例えば、２、３、４、５、または６個以上の熱交換システム）を備えていることができる。いくつかの実施形態では、個々の熱交換器４２０は、熱交換器を通る温かい海水流、冷たい海水流、および作業流体流の低圧力損失をもたらすように構築される、キャビネット熱交換器であり得る。

図５を参照すると、キャビネット熱交換器５２０の実施形態は、複数の熱交換段５２１、５２２、５２３、および５２４を含む。ある実装では、積層熱交換器は、第１の蒸発器段５２１から、第２の蒸発器段５２２へ、第３の蒸発器段５２３へ、第４の蒸発器段５２４へ、キャビネットを通して下方に流動する温かい海水を収容する。積層熱交換キャビネットの別の実施形態では、冷たい海水が、第１の凝縮器段５３１から、第２の凝縮器段５３２へ、第３の凝縮器段５３３へ、第４の凝縮器段５３４へ、キャビネットを通して上方に流動する。作業流体が、作業流体供給導管５３８および作業流体放出導管５３９を通して流動する。実施形態では、作業流体導管５３８および５３９は、温かい海水または冷たい海水の垂直流と比較して、水平に各熱交換器に流入し、そこから流出する。キャビネット熱交換器５２０の垂直多段熱交換設計は、統合船（例えば、スパー）および熱交換器設計を促進し、熱交換器段の間で配管を相互接続する要件を除去し、熱交換器システムの圧力降下の事実上全てが熱伝達表面上で起こることを確実にする。

熱伝達表面効率は、本明細書に説明されるように、表面形状、処理、および間隔を使用して改善することができる。アルミニウムの合金等の材料選択は、従来のチタンベースの設計と比べて優れた経済的性能を提供する。熱伝達表面は、１００系、３０００系、または５０００系アルミニウム合金を備えていることができる。熱伝達表面は、チタンおよびチタン合金を備えていることができる。

多段熱交換器キャビネットは、ＯＴＥＣ熱機関の比較的低い利用可能な温度差以内の海水から作業流体への高エネルギー伝達を可能にすることが分かっている。任意のＯＴＥＣ発電プラントの熱力学効率は、作業流体の温度が海水の温度にどれくらい接近するかの関数である。熱伝達の物理学は、作業流体の温度が海水の温度に接近するにつれて、エネルギーを伝達するために必要とされる面積が増加することを決定付ける。表面積の増加を相殺するために、海水の速度を増加させることにより、熱伝達係数を増加させることができる。しかし、海水の速度を増加させることにより、送出に必要とされる電力を多大に増加させ、それによって、ＯＴＥＣ発電プラントへの寄生電気負荷を増加させる。

図６Ａは、温かい水面海水を使用して、作業流体が熱交換器の中で沸騰させられる、ＯＴＥＣサイクルを例証する。この従来のランキンサイクルにおける流体特性は、出て行く作業流体を、出て行く温かい海水の温度の約３°Ｆより下に限定する、沸騰プロセスによって制約される。同様に、サイクルの凝縮側は、出て行く冷たい海水の温度より２°Ｆより上に限定される。作業流体の合計の利用可能な温度降下は、約１２°Ｆ（６８°Ｆ〜５６°Ｆの間）である。

カスケード式多段ＯＴＥＣサイクルは、作業流体温度が海水の温度により密接に合致することを可能にすることが分かっている。この温度差の増加は、ＯＴＥＣ熱機関と関連するタービンによって行うことができる作業の量を増加させる。

図６Ｂは、利用可能な作業流体温度降下を拡張するために、複数の沸騰および凝縮することを使用する、カスケード式多段ＯＴＥＣサイクルを例証する。各ステップは、独立した熱交換器、または図５の熱交換器キャビネット５２０の中の専用熱交換器段を必要とする。図６ｂのカスケード式多段ＯＴＥＣサイクルは、海水および作業流体の期待圧送負荷とのタービンの出力の合致を可能にする。この高度に効率設計は、専用およびカスタマイズされたタービンを必要とする。

図６Ｃは、図６Ｂの連鎖配列の熱力学的効率または最適化を保持しながら、同一の機器（例えば、タービン、発電機、ポンプ）の使用を促進する、ハイブリッドであるが、依然として効率カスケード式であるＯＴＥＣサイクルを例証する。図６Ｃのハイブリッドカスケード式サイクルでは、作業流体の利用可能な温度差は、約１８°Ｆ〜約２２°Ｆに及ぶ。この狭い範囲は、熱機関の中のタービンが同一の性能仕様を有することを可能にし、それによって、建設および運用費用を削減する。

システム性能および電力出力は、ＯＴＥＣ発電プラントでハイブリッドカスケード式サイクルを使用して大きく増加させられる。表Ａは、図６Ａの従来のサイクルの性能を図６Ｃのハイブリッドカスケード式サイクルの性能と比較する。

４段ハイブリッドカスケード式熱交換サイクルを利用することにより、流体間で伝達される必要があるエネルギーの量を低減する。これは、ひいては、必要とされる熱交換表面の量を低減する働きをする。

熱交換器の性能は、流体間の利用可能な温度差、ならびに熱交換器の表面における熱伝達係数の影響を受ける。熱伝達係数は、概して、熱伝達表面を横切る流体の速度とともに変化する。より高い流体速度は、より高いポンプ能力を必要とし、それによって、発電プラントの正味効率を低減する。ハイブリッドカスケード式多段熱交換システムは、より低い流体速度およびより優れた発電プラント効率を促進する。積層ハイブリッドカスケード式熱交換設計はまた、熱交換器を通したより低い圧力降下も促進する。垂直発電プラント設計はまた、システム全体にわたるより低い圧力降下を促進する。

図６Ｄは、１００ＭＷを電力網に送達する合計のＯＴＥＣ発電プラント生成における熱交換器圧力降下の影響を例証する。熱交換器を通した圧力降下を限定することは、ＯＴＥＣ発電プラントの性能を大きく向上させる。圧力降下は、統合船またはプラットフォーム・熱交換器システムを提供することによって低減され、海水導管は、船の構造部材を形成し、連続して１つの熱交換器段から別の段への海水流を可能にする。船の中への取込口から、ポンプを通り、熱交換キャビネットを通り、順に、直列の各熱交換段を通り、最終的には発電プラントから放出するまでの方向における低変化を伴うほぼ直線の海水流が、低圧力降下を可能にする。

（カスケード式ハイブリッドＯＴＥＣ発電：）
熱帯および亜熱帯地方の水面水と深海洋水との間の温度差を使用して電気を生産することができる、統合多段ＯＴＥＣ発電プラントを提供する。導管または流路として海上船またはプラットフォームの構造を使用することによって、海水用の従来の配管を排除することができる。代替として、温および冷海水配管は、十分なサイズおよび強度の導管またはパイプを使用し、垂直または他の構造支持を船またはプラットフォームに提供することができる。これらの統合海水導管セクションまたは通路は、船の構造部材としての機能を果たし、それによって、追加の鋼鉄の要件を低減する。統合海水通路の一部として、多段熱キャビネット交換器は、外部水ノズルまたは配管接続を必要とすることなく、作業流体蒸発の複数の段を提供する。統合多段ＯＴＥＣ発電プラントは、温かい海水および冷たい海水が自然な方向に流動することを可能にする。温かい海水は、海洋のより冷たい区域の中へ放出される前に冷却されるため、船を通して下向きに流動する。同様に、海洋の深部からの冷たい海水は、海洋のより温かい区域の中へ放出される前に加温されるので、船を通して上向きに流動する。この配列は、海水流方向の変化の必要性および関連圧力損失を回避する。配列はまた、必要とされる送出エネルギーも低減する。

多段キャビネット熱交換器は、ハイブリッドカスケード式ＯＴＥＣサイクルの使用を可能にする。これらの熱交換器のスタックは、適宜、作業流体を沸騰または凝縮させるように、連続してそれらを通過する海水を有する、複数の熱交換器段またはセクションを備えている。蒸発器セクションでは、温かい海水は、第１段を通過し、そこで、海水が冷却されるにつれて作業流体のうちの一部を沸騰させる。次いで、温かい海水は、次の熱交換器段の中へ積層を下方に流動し、わずかにより低い圧力および温度で追加の作業流体を沸騰させる。これは、スタック全体を通して連続的に起こる。キャビネット熱交換器の各段またはセクションは、電気を生成する専用タービンに作業流体蒸気を供給する。蒸発器段の各々は、タービンの排出口において対応する凝縮器段を有する。冷たい海水は、逆の順序で蒸発器まで凝縮器スタックを通過する。

図７Ａおよび７Ｂを参照すると、例示的多段ＯＴＥＣ熱機関７１０は、ハイブリッドカスケード式熱交換サイクルを利用する。温かい海水は、温水ポンプ７１２によって、温かい海水取込口（図示せず）から圧送され、約１，３６０，０００ｇｐｍおよび約７９°Ｆの温度でポンプから放出する。温水取込口から温水ポンプへ、および温水ポンプから積層された熱交換器キャビネットへの温水導管の全部または一部は、船の一体型構造部材を形成することができる。

次いで、温水ポンプ７１２から、温かい海水が第１段蒸発器７１４に流入し、そこで第１の作業流体を沸騰させる。温水は、約７６．８°Ｆの温度で第１段蒸発器７１４から流出し、第２段蒸発器７１５へと下方に流動する。

温水は、約７６．８°Ｆで第２段蒸発器７１５に流入し、そこで第２の作業流体を沸騰させ、約７４．５°Ｆの温度で第２段蒸発器７１５から流出する。

温水は、第２段蒸発器７１５から第３段蒸発器７１６へと下方に流動し、約７４．５°Ｆの温度で流入し、そこで第３の作業流体を沸騰させる。温水は、約７２．３°Ｆの温度で第３段蒸発器７１６から流出する。

次いで、温水は、第３段蒸発器７１６から第４段蒸発器７１７へと下方に流動し、約７２．３°Ｆの温度で流入し、そこで第４の作業流体を沸騰させる。温水は、約７０．１°Ｆの温度で第４段蒸発器７１７から流出し、次いで、船から放出する。図示されないが、放出は、温かい海水の放出温度とほぼ同じ温度、またはその温度の海洋深度における温度層に向けることができる。代替として、多段蒸発器を格納する発電プラントの部分は、温水が適切な海洋温度層に放出されるように、構造内のある深さに位置することができる。いくつかの実施形態では、第４段蒸発器から船の温水放出口までの温水導管は、船の構造部材を備えていることができる。

同様に、冷たい海水は、冷海水ポンプ７２２を介して冷海水取込口（図示せず）から送出され、約８５５，００３ｇｐｍおよび約４０．０°Ｆの温度でポンプから放出する。冷たい海水は、約２７００〜４２００フィート以上の間の海洋深度から引き込まれる。船の冷水取込口から冷水ポンプへ、および冷水ポンプから第１段凝縮器へ冷たい海水を運ぶ冷水導管は、その全体で、または部分的に船の構造部材を備えていることができる。

冷海水ポンプ７２２から、冷たい海水は、第１段凝縮器７２４に流入し、そこで第４段ボイラー７１７からの第４の作業流体を凝縮する。冷たい海水は、約４３．５°Ｆの温度で第１段凝縮器に流入し、第２段凝縮器７２５まで流動する。

冷たい海水は、約４３．５°Ｆで第２段凝縮器７２５に流入し、そこで第３段蒸発器７１６からの第３の作業流体を凝縮する。冷たい海水は、約４６．９°Ｆの温度で第２段凝縮器７２５に流入し、第３段凝縮器７２６まで流動する。

冷たい海水は、約４６．９°Ｆの温度で第３段凝縮器７２６に流入し、そこで第２段蒸発器７１５からの第２の作業流体を凝縮する。冷たい海水は、約５０．４°Ｆの温度で第３段凝縮器７２６から流出する。

次いで、冷たい海水は、第３段凝縮器７２６から第４段凝縮器７２７まで流動し、約５０．４°Ｆの温度で流入する。第４段凝縮器では、冷たい海水は、第１段蒸発器７１４からの第１の作業流体を凝縮する。次いで、冷たい海水は、約５４．０°Ｆの温度で第４段凝縮器から流出し、最終的に船から放出する。冷たい海水の放出は、冷たい海水の放出温度とほぼ同じ温度、またはその温度の海洋深度における温度層に向けることができる。代替として、多段蒸発器を格納する発電プラントの部分は、冷たい海水が適切な海洋温度層に放出されるように、構造内のある深さに位置することができる。

第１の作業流体は、５６．７°Ｆの温度で第１段蒸発器７１４に流入し、そこで７４．７°Ｆの温度を伴う蒸気に加熱される。次いで、第１の作業流体は、第１のタービン７３１へ、次いで、第４段凝縮器７２７へ流動し、そこで第１の作業流体は、約５６．５°Ｆの温度を伴う液体に凝縮される。次いで、液体の第１の作業流体は、第１の作業流体ポンプ７４１を介して、第１段蒸発器７１４に戻される。

第２の作業流体は、約５３．０°Ｆの温度で第２段蒸発器７１５に流入し、そこで蒸気に加熱される。第２の作業流体は、約７２．４°Ｆの温度で第２段蒸発器７１５から流出する。次いで、第２の作業流体は、第２のタービン７３２へ、次いで、第３段凝縮器７２６へと流動する。第２の作業流体は、約５３．０°Ｆの温度で第３の段凝縮器から流出し、作業流体ポンプ７４２へと流動し、ポンプは、順に、第２の作業流体を第２段蒸発器７１５に戻す。

第３の作業流体は、約４９．５°Ｆの温度で第３段蒸発器７１６に流入し、そこで蒸気に加熱され、約７０．２°Ｆの温度で第３段蒸発器７１６から流出するであろう。次いで、第３の作業流体は、第３のタービン７３３へ、次いで、第２段凝縮器７２５へと流動し、そこで第３の作業流体は、約４９．５°Ｆの温度で流体に凝縮される。第３の作業流体は、第２段凝縮器７２５から流出し、第３の作業流体ポンプ７４３を介して、第３段蒸発器７１６に戻される。

第４の作業流体は、約４６．０°Ｆの温度で第４段蒸発器７１７に流入し、そこで蒸気に加熱される。第４の作業流体は、約６８．０°Ｆの温度で第４段蒸発器７１７から流出し、第４のタービン７３４へと流動する。第４の作業流体は、第４のタービン７３４から流出し、第１段凝縮器７２４へと流動し、そこで約４６．０°Ｆの温度を伴う液体に凝縮される。第４の作業流体は、第１段凝縮器７２４から流出し、第４の作業流体ポンプ７４４を介して、第４段蒸発器７１７に戻される。

第１のタービン７３１および第４のタービン７３４は、第１の発電機７５１を協働して駆動し、第１のタービン発電機対７６１を形成する。第１のタービン発電機対は、約２５ＭＷの電力を生産するであろう。

第２のタービン７３２および第３のタービン７３３は、第２の発電機７５２を協働して駆動し、第２のタービン発電機対７６２を形成する。第２のタービン発電機対７６２は、約２５ＭＷの電力を生産するであろう。

図７の４段ハイブリッドカスケード式熱交換サイクルは、最大量のエネルギーが、温かい海水と冷たい海水との間の比較的低い温度差から抽出されることを可能にする。また、全ての熱交換器は、同じ構成要素のタービンおよび発電機を使用して電気を生産する、タービン発電機対を直接支持することができる。

複数の多段ハイブリッドカスケード式熱交換器およびタービン発電機対を、船またはプラットフォーム設計に組む込むことができると理解されるであろう。

（多段開放流熱交換キャビネット）
ＯＴＥＣシステムは、その性質上、大量の水を要求し、例えば、１００メガワットＯＴＥＣ発電プラントは、例えば、類似サイズの燃焼蒸気発電プラントに対して要求されるより最大数桁も多くの水を要求し得る。例示的実装では、２５ＭＷＯＴＥＣ発電プラントは、約１，０００，０００ガロン／分の蒸発器への温水供給および約８７５，０００ガロン／分の凝縮器への冷水を要求し得る。わずかな温度差（約３５〜４５°Ｆ）を伴う状態で水を圧送するために要求されるエネルギーは、効率を低減させる一方、構造コストを上昇させる作用をする。

現在利用可能な熱交換器は、ＯＴＥＣ熱交換動作のために要求される大量の水および高効率を取り扱うには不十分である。多管式熱交換器は、一連の管から成る。一式のこれらの管は、加熱または冷却されなければならない、作業流体を含む。第２の非作業流体は、熱を提供するか、または要求される熱を吸収するかのいずれかを行い得るように、加熱または冷却されている管の上を流れる。一式の管は、管束と呼ばれ、平滑管、縦方向フィン付管等、いくつかのタイプの管から作製されることができる。多管式熱交換器は、典型的には、高圧用途のために使用される。これは、多管式熱交換器が、その形状により頑丈であるためである。多管式交換器は、ＯＴＥＣ運用の低温度差、低圧、大容量性質のために理想的ではない。例えば、多管式熱交換器は、図８に示されるように、典型的には、高圧力損失および関連付けられた配管エネルギーを伴う、複雑な配管配列を要求する。これらのタイプの熱交換器は、特に、海上プラットフォーム等の動的環境では、製作、設置、および維持が困難である。多管式熱交換器はまた、特に、シェルと管接続および内部支持体に対して、精密な組立を要求する。さらに、多管式熱交換器は、多くの場合、低熱伝達係数を有し、収容され得る水の体積が制限される。

図９は、プレート熱交換器を描写する。プレート熱交換器は、熱伝達のために、非常に大きな表面積および流体流動通路を有する、複数の薄く、わずかに分離されたプレートを含むことができる。この積層されたプレート配列は、多管式熱交換器より、所与の空間内において、より効果的であり得る。ガスケットおよびろう付け技術の進歩によって、プレート式熱交換器は、ますます実用化されている。ＨＶＡＣ用途では、例えば、本タイプの大型熱交換器は、板枠式と呼ばれる。開ループ内で使用されるとき、これらの熱交換器は、通常、ガスケット式であり、周期的分解、清掃、および点検を可能にする。浸漬ろう付けおよび真空ろう付けされたプレート変形例等の恒久的に接合されたプレート熱交換器は、多くの場合、冷凍等の閉ループ用途に特定される。プレート熱交換器はまた、使用されるプレートのタイプおよびそれらのプレートの構成が異なる。いくつかのプレートは、「山形」または他のパターンにスタンプされ得、その他は、機械製作されたフィンおよび／または溝を有し得る。

しかしながら、プレート熱交換器は、ＯＴＥＣ用途において、いくつかの有意な不利点を有する。例えば、これらのタイプの熱交換器は、ＯＴＥＣシステムで必要とされる大量の水を収容するのは容易ではない、複雑な配管配列を要求し得る。多くの場合、ガスケットが、精密に取り付けられ、各プレート対間に維持されなければならず、有意なボルト締めが、ガスケットシールを維持するために必要とされる。プレート熱交換器は、典型的には、１つの欠陥プレートでさえ、検査および修理するために、完全分解を要求する。プレート熱交換器に必要とされる材料は、コストのかかるチタンおよび／またはステンレス鋼に限定され得る。これらのタイプの熱交換器は、作業流体と非作業流体との間に、比較的に等しい流動面積を要求する。流体間の流量比は、典型的には、１：１である。図９から分かるように、供給および放出ポートは、典型的には、プレート面上に提供され、総熱交換表面積を縮小させ、作業流体および非作業流体の各々の流路を複雑にする。さらに、プレート熱交換器は、全プレートを貫通するノズルのための複雑な内部回路網を含む。

そのような従来の熱交換器の制限を克服するために、ガスケットのない、開放流熱交換器が、提供される。いくつかの実装では、個々のプレートは、各プレート間に間隙が存在するように、キャビネット内に水平に整列される。作業流体のための流路は、高熱伝達を提供するパターン（例えば、交互蛇行、山形、ｚ−パターン等）において、各プレートの内部を通して流れる。作業流体は、プレート面における妨害または作業流体による水流動への障害を低減させるように、プレートの側面の接続を通して、各プレートに流入する。原水等の非作業流体は、キャビネットを通して垂直に流動し、開放流プレートの各々の間の間隙を充填する。いくつかの実装では、非作業流体は、開放流プレートの全側面と接触するか、または開放流プレートの正面および背面表面とのみ接触する。

図１０は、図５に説明されるような配列に類似する、熱交換器の積層されたキャビネット配列５２０とともに、複数の熱交換プレート１０２２のラックを有する、単一キャビネット５２４の詳細を図示する。非作業流体は、キャビネット５２４を通して、ラック内のプレート１０２２の各々を越えて、垂直に流動する。矢印５２５は、水の流動方向を示す。水の流動方向は、上部から底部または底部から上部であることができる。いくつかの実施形態では、流動方向は、加熱または冷却されるにつれた水の自然方向であることができる。例えば、作業流体を凝縮するとき、水は、水が暖められるにつれて、対流の自然流動において、底部から上部へ、キャビネット配列を通して流動することができる。別の実施例では、作業流体を蒸発させるとき、水は、水が冷却するにつれて、上部から底部へ流動することができる。なおも他の実施形態では、非作業流体流動は、キャビネットを横切って水平、すなわち、左から右または右から左であることができる。

図１０を参照すると、開放流熱交換キャビネット５２４は、キャビネット面１０３０およびキャビネット側面１０３１を含む。キャビネット面１０３０の反対は、キャビネット面１０３２（図示せず）であり、キャビネット側面１０３１の反対は、キャビネット側面１０３３（図示せず）である。キャビネット面および側面は、プレナムまたは水導管を形成し、それを通して、原水非作業流体は、配管による圧力損失をほとんどまたは全く伴わずに、流動する。図９に関する上記ガスケット熱交換器とは対照的に、開放流熱交換器は、プレート間のガスケットを使用して、非作業流体を含む流動チャンバを形成するのではなく、キャビネットを使用して、非作業流体（例えば、海水）を含む流動チャンバを形成する。したがって、開放流熱交換キャビネット５２４は、効果的に、ガスケットがない。本システムのこの側面は、ガスケットに依拠し、作業流体をエネルギー提供媒体（例えば、海水）から隔離する、他のプレートおよびフレーム熱交換器より有意な利点を提供する。１９８０年代および１９９０年代にＮＥＬＨＡで行なわれたアルミニウムプレートおよびフレーム熱交換器の腐食試験は、生物付着が広範囲に及ぶ浸食を生じさせたガスケットの周囲からの多量の漏出があったため、わずか約６ヶ月後に停止せざるを得なかった。出願人は、ガスケット問題をＯＴＥＣシステムにおけるプレートおよびフレーム設計の使用に対する主要な障害として特定した。

加えて、熱交換プレートのために側面に搭載された入口および出口ポートと組み合わせられたキャビネットアプローチは、典型的には、熱交換システムのプレート面上に提供される、供給および放出ポートの必要性を回避する（例えば、図９参照）。本アプローチは、各プレートの総熱交換表面積を増加させ、かつ作業流体および非作業流体の両方の流路を簡略化する。プレート間からのガスケットの除去はまた、流動に抵抗を生じさせ得る、有意な妨害を除去する。ガスケットがない開放流熱交換キャビネットは、背圧および関連付けられた圧送要求を低減させ、したがって、ＯＴＥＣ発電プラントの寄生負荷を低減させ、電力会社に送達され得る、電力増加をもたらすことができる。

ＯＴＥＣ凝縮器の場合、キャビネット５２４は、冷たい原水供給口に対して底部が開放され、かつ上方のキャビネット５２３と非遮断流体連通を提供するために、上部が開放される。垂直系列内の最終キャビネット５２１は、原水放出システムに対して上部が開放される。

蒸発器の場合、キャビネット５２１は、温かい原水供給口に対して上部が開放され、かつ下方のキャビネット５２２と非遮断流体連通を提供するために、底部が開放される。垂直系列内の最終キャビネット５２４は、温かい原水放出システムに対して底部が開放される。

熱交換キャビネットの各々の中には、複数の開放流熱交換プレート１０２２が、水平整列において配列され、各対のプレート１０２２間に間隙１０２５を提供する。各開放流プレートは、正面、背面、上部表面、底部表面、および左右側面を有する。プレート１０２２は、第１のプレートの背面が、第１のプレートのすぐ背後の第２のプレートの正面に面するように、水平整列において配列される。作業流体供給口および放出口は、プレートの各々の側面に提供され、原水が、ラック内の複数のプレート１０２２の正面および背面を越えて流動するにつれて、間隙１０２５を通る原水の流動に対する障害を回避する。プレート１０２２の各々は、プレートの内部にある、作業流体流動通路を含む。開放流プレート１０２２は、以下にさらに詳細に説明される。

いくつかの実装では、各個々のプレート１０２２は、作業流体が、単一プレートを通して流動するように、専用作業流体供給口および放出口を有する。作業流体の供給は、直接、作業流体供給通路のうちの１つ以上に通じる。他の実装では、作業流体は、熱交換キャビネットから作業流体システムの残りへと放出される前に、直列の２つ以上のプレートを通して流動することができる。

各熱交換器キャビネット５２４、５２３、５２２、および５２１は、類似構成要素を有し、あるキャビネット内の水平に整列されたプレート１０２２が、下方のキャビネット内のプレート上に垂直に整列するように、垂直に整列されることを理解されるであろう。あるキャビネット上のプレート１０２２間の間隙１０２５は、下方のキャビネット内のプレート１０２２間の間隙１０２５上に垂直に整列する。

図１１および１２を参照すると、熱交換キャビネット５２４内のプレート配列の例示的実装は、少なくとも、正面および背面を含む、外部表面を有する、第１の開放流熱交換プレート１０５１を含む。外部表面は、冷たい原水等の非作業流体１０５７と流体連通し、それによって囲まれる。第１の開放流プレートはまた、内部通路を通して流動する作業流体１０５８と流体連通する、内部通路を含む。少なくとも１つ以上の第２の開放流熱交換プレート１０５２は、第２のプレート１０５２の正面外部表面が、第１のプレート１０５１の背面外部表面に面するように、第１の開放流熱交換プレート１０５１と水平に整列される。第１のプレート同様に、少なくとも１つの第２のプレート１０５２は、非作業流体１０５７と流体連通し、それによって囲まれる外部表面と、内部通路を通して流動する作業流体１０５８と流体連通する、内部通路とを含む。第１の開放流熱交換プレート１０５１は、間隙１０５３だけ、第２の熱交換プレート１０５２から分離される。非作業流体１０５７は、間隙を通して流動する。

図１３は、第１の開放流熱交換プレート１０５１と、第２の熱交換プレート１０５２と、各プレート１０５１および１０５２を分離する間隙１０５３とを含む、例示的開放流熱交換キャビネット５２４の側面図を描写する。作業流体１０５８は、内部作業流体流動通路１０５５を通して流動する。

前述のように、いくつかの実装では、単一熱交換キャビネットは、ハイブリッドカスケード式ＯＴＥＣサイクルの単一段に専用であることができる。いくつかの実装では、４つの熱交換キャビネットが、図５に描写および説明されるように、垂直に整列される。他の実装では、各プレートの側面に接続された作業流体供給および放出ラインを有するキャビネットが、使用されることができる。これは、作業流体導管が、プレート面上にあって、作業流体および非作業流体の両方の流動の妨害を回避する。

例えば、ガスケットがない多段熱交換システムは、１つ以上の開放流プレートの各々の中の内部通路を通して流動する第１の作業流体と流体連通する１つ以上の開放流プレートを備えている第１段熱交換ラックを含むことができる。作業流体は、各個々のプレートに専用の供給および放出ラインを介して、各プレートから供給および放出されることができる。第１の熱交換ラックと垂直に整列される第２段熱交換ラックもまた、含まれる。第２段熱交換ラックは、１つ以上の開放流プレートの各々の中の内部通路を通して流動する第２の作業流体と流体連通する、１つ以上の開放流プレートを備えている。再び、第２の作業流体は、各個々のプレートに専用のラインを通して、各個々のプレートへおよびそこから、供給および放出される。原水等の非作業流体が、最初に、第１段熱交換ラックを通して、かつ１つ以上の開放流プレートの各々の周囲を流動し、第１の作業流体との熱交換を可能にする。非作業流体が、次いで、第２の熱交換ラックを通して、かつ開放流プレートの各々の周囲を通過し、第２の作業流体との熱交換を可能にする。

第１段ラックは、各プレート間に間隙を有する、水平整列において複数の開放流プレートを含む。第２段ラックもまた、第２段ラック内の各プレート間に間隙を有する、水平整列において複数の開放流プレートを含む。第２段ラック内の複数の開放流プレートおよび間隙は、第１段ラック内の複数の開放流プレートおよび間隙と垂直に整列される。これは、第１および第２段ラックを通る非作業流体の流動における圧力損失を低減させる。非作業流体中の圧力損失もまた、直接、あるキャビネットから次のキャビネットに非作業流体を放出させることによって低減され、それによって、広範囲に及び、かつ巨大な配管システムの必要性を排除する。いくつかの実施形態では、熱交換プレートの第１および第２段ラックを含むキャビネットの壁は、導管を形成し、それを通して、非作業流体が、流動する。

例示的４段ＯＴＥＣシステムの各段の各ラック内のプレートの開放流配列により、非作業流体と作業流体の流量比は、ほとんどの従来のプレート熱交換器システムの典型的１：１から増加される。いくつかの実装では、非作業流体の流量比は、１：１超である（例えば、２：１超、１０：１超、２０：１超、３０：１超、４０：１超、５０：１超、６０：１超、７０：１超、８０：１超、９０：１超、または１００：１超）。

熱交換キャビネットの多段配列が、凝縮器として使用されるとき、非作業流体（例えば、冷たい海水）は、概して、非作業流体が第２段キャビネットに流入するときより低い温度で第１段キャビネットに流入し、非作業流体は、次いで、非作業流体が第３段キャビネットに流入するときより低い温度で第２段キャビネットに流入し、非作業流体は、概して、第４段キャビネットに流入するときより低い温度で第３段キャビネットに流入する。

熱交換キャビネットの多段配列が、蒸発器として使用されるとき、非作業流体（例えば、温かい海水）は、概して、非作業流体が第２段キャビネットに流入するときより高い温度で第１段キャビネットに流入し、非作業流体は、次いで、非作業流体が第３段キャビネットに流入するときより高い温度で第２段キャビネットに流入し、非作業流体は、概して、第４段キャビネットに流入するときより高い温度で第３段キャビネットに流入する。

熱交換キャビネットの多段配列が、凝縮器として使用されるとき、作業流体（例えば、アンモニア）は、概して、作業流体が第２段キャビネットから流出するときより低い温度で第１段キャビネットから流出し、作業流体は、作業流体が第３段キャビネットから流出するときより低い温度で第２段キャビネットから流出し、作業流体は、概して、第４段キャビネットから流出するときより低い温度で第３段キャビネットから流出する。

熱交換キャビネットの多段配列が、蒸発器として使用されるとき、作業流体（例えば、アンモニア）は、概して、第２段キャビネットから流出する作業流体より高い温度で第１段キャビネットから流出し、作業流体は、概して、第３段キャビネットから流出する作業流体がより高い温度で第２段キャビネットから流出し、作業流体は、概して、第４段キャビネットから流出するときより高い温度で第３段キャビネットから流出する。

４段ＯＴＥＣサイクルの実装の例示的熱平衡は、本明細書に説明され、概して、これらの概念を例証する。

いくつかの実装では、４段のガスケットがない熱交換システムは、１つ以上の開放流プレートを有する、第１段熱交換ラックを含み、各プレートは、非作業流体によって囲まれる、少なくとも、正面および背面を有する、外部表面を含む。各プレートはまた、内部通路を通して流動する第１の作業流体と流体連通する、内部通路を含む。作業流体は、各プレートに専用の供給および放出ラインによって、各プレートから供給および放出される。

４段熱交換システムはまた、第１の熱交換ラックと垂直に整列されている第２段熱交換ラックを含み、第２段熱交換ラックは、第１段のものに実質的に類似し、第１段のプレートと垂直に整列される、１つ以上の開放流熱交換プレートを含む。

第１および第２段ラックと実質的に同様の第３段熱交換ラックもまた、含まれ、第２段熱交換ラックと垂直に整列される。第１、第２、および第３段ラックと実質的に同様の第４段熱交換ラックも、含まれ、第３段熱交換ラックと垂直に整列される。

動作時、非作業流体は、各プレートの内部流動通路内を流動する第１の作業流体と熱相互作用するために、第１段熱交換ラックを通して流動し、その中の各開放流プレートを囲む。非作業流体は、次いで、第２の作業流体との熱相互作用のために、第２段熱交換ラックを通して流動する。非作業流体は、次いで、第３の作業流体との熱相互作用のために、第３段熱交換ラックを通して流動する前に、第２の作業流体との熱相互作用のために、第２段熱交換ラックを通して流動する。非作業流体は、第４の作業流体との熱相互作用のために、第４段熱交換ラックを通して流動する前に、第３の作業流体との熱相互作用のために、第３段熱交換ラックを通して流動する。非作業流体は、次いで、熱交換システムから放出される。

（自由流動熱交換プレート：）
ＯＴＥＣ運用の低温度差（典型的には、３５°Ｆ〜８５°Ｆ）は、非作業流体および作業流体の流動を妨害しない、熱交換プレート設計を要求する。さらに、プレートは、作業流体の低昇温エネルギー変換を支援するために、十分な表面積を提供しなければならない。

従来の発電システムは、典型的には、水蒸気発電サイクル等の大規模な昇温システムを伴う燃焼プロセスを使用する。環境問題および不安定な化石燃焼供給問題が、より見られるようになるにつれて、本明細書に説明され、太陽熱および海洋熱等の再生可能エネルギー源を使用する、ＯＴＥＣシステムの実装等の低昇温エネルギー変換（ＬＴＬＥＣ）システムは、より重要となるであろう。従来の水蒸気発電サイクルは、燃焼プロセスからの排ガスを使用して、通常、超高温であるが、ＬＴＬＥＣサイクルは、３０〜１００℃の低温エネルギー源を使用する。したがって、ＬＴＬＥＣサイクルの熱源とヒートシンクとの間の温度差は、水蒸気発電サイクルのものよりはるかに小さい。

図１４は、圧力−エンタルピー（Ｐ−ｈ）図において、従来の高温水蒸気発電サイクルのプロセスを示す。水蒸気発電サイクルの熱効率は、３０〜３５％の範囲内である。

対照的に、図１５は、ＯＴＥＣ運用において使用されるもの等のＬＴＬＥＣサイクルのＰ−ｈ図を示す。ＬＴＬＥＣサイクルの典型的熱効率は、２〜１０％である。これは、従来の高温水蒸気発電サイクルのほぼ３分の１〜１０分の１である。故に、ＬＴＬＥＣサイクルは、従来の発電サイクルよりはるかに大きなサイズの熱交換器を必要とする。

以下に説明される熱交換プレートは、高熱伝達性能と、熱源流体側およびヒートシンク流体側における低圧力降下とをもたらし、システム効率に影響を及ぼす、圧送能力要件を限定する。ＯＴＥＣおよび他のＬＴＬＥＣサイクルのために設計されたこれらの熱交換プレートは、以下の特徴を含むことができる。
１） 小型チャネル設計を有する作業流体流路。これは、圧延接合されたアルミニウム熱交換プレート内に提供されることができ、作業流体と非作業流体との間の大きな活性熱伝達面積を提供する。
２） 熱源およびヒートシンクの非作業流体における圧力降下を有意に低減させるように、プレート間に提供される間隙および／または偶数プレートと奇数プレートとの間の圧延接合されたプレートのオフセット。このように、熱源流体側およびヒートシンク流体側に対して、比較的に広い流体流動面積が、提供される一方、発電サイクルの作業流体に対して、比較的に狭い流体流動面積を維持することができる。
３） 作業流体の流動通路内で徐々に変化する通過当りチャネル数の構成は、流動に沿った位相変化作業流体の圧力降下を低減させることができる。プレート内のチャネルの数は、作業流体、動作条件、および熱交換器幾何学形状に従って、設計されることができる。
４） 波状の作業流体流動通路またはチャネル構成は、熱伝達性能を向上させることができる。
５） 作業流体流動チャネル内および平行チャネルの間において、流動チャネルのチャネル内側壁の両端は、流動方向が反転されるとき、後続チャネルに平滑に流体を向けるように湾曲されることができ、チャネルの内壁の端部から側壁までの非均一距離が、平行チャネル間で使用されることができる。

前述の特徴は、システム内で必要とされる圧送力を低減させ、熱伝達性能を向上させることができる。

再び、図１１を参照すると、小型チャネル圧延接合型熱交換プレート１０５１および１０５２が、斜視図に示される。作業流体と非作業流体との間での交差・逆流動が、提供される。蒸発器として使用されるとき、非作業流体１０５７（例えば、海水）は、プレートの上部に流入し、プレートの底部から流出する。作業流体１０５８（例えば、アンモニア）は、液体状態において、プレートの底部側に流入し、熱エネルギーをより高い温度の非作業流体から吸収することによって、蒸発し、最後に、気相となる。発生した蒸気１０５９は、上部側からプレートを去る。

図１３は、側面図において、流体流動を示す。作業流体流動チャネル１０５５は、２つの流体間の活性熱伝達面積を増加させる一方、熱交換プレート全体の体積を縮小させるために、比較的に広い幅ｗおよび比較的に低い高さｈを有する。チャネルの幅ｗは、約１０〜約１５ｍｍに及び得る（例えば、１１ｍｍ超、１２ｍｍ超、１３ｍｍ超、１４ｍｍ未満、１３ｍｍ未満、および／または１２ｍｍ未満）。チャネルの高さｈは、約１〜約３ｍｍに及び得る（例えば、１．２５ｍｍ超、１．５ｍｍ超、１．７５ｍｍ超、２ｍｍ超、２．７５ｍｍ未満、２．５ｍｍ未満、２．２５ｍｍ未満、および／または２ｍｍ未満）。チャネル間の間隔は、約４〜約８ｍｍであり得る（例えば、４．５ｍｍ超、５ｍｍ超、５．５ｍｍ超、７．５ｍｍ未満、７ｍｍ未満、および／または６．５ｍｍ未満）。圧延接合されたプレートは、偶数プレート１０５１および奇数プレート１０５２分布で配列され、非作業流体１０５７のための平滑流路を提供し、作業流体流動チャネル１０５５内の作業流体流動面積より広い非作業流体流動面積を提供するために、オフセット作業流体流動通路１０５５を伴う。本配列は、熱源流体側およびヒートシンク流体側における圧力降下を低減させる。

図１６は、プレートの熱伝達性能を向上させるように設計されたうねり状または波状の作業流体流路を例証する。

図１７は、作業流体１０５８を受け取る２つの入口と、加熱または冷却された流体１０５９を放出する２つの出口とを伴う、熱交換プレートの実施形態を例証する。各開放流プレート内の内部流路は、作業流体の流動が、実質的に、非作業流体の流動方向に垂直または交差流動となるように、交互蛇行パターンで配列される。加えて、蛇行パターンを通る作業流体の進行は、概して、非作業流体の流動と平行または非作業流体の流動方向と反対であることができる。いくつかの実施形態では、チャネル間の流動分布は、誘導羽根の使用によって改善されることができる。図１８は、流路１７０１内の可変空間の面積１７１０が、平行チャネル１７０５間の流動分布を均一化するように提供される、熱交換プレートの実施形態を例証する。さらに、チャネルの内壁１７１２の両端１７１５は、流動方向が反転されるとき、後続チャネルへ流体を平滑に向けるために湾曲され、チャネルの内側壁１７１２の端部から側壁１７０２までの非均一距離は、平行チャネル間で使用されることができる。これらの誘導羽根および可変流路寸法は、例えば、図１７、１９ＡおよびＢ、および２０ＡおよびＢに示される熱交換プレート等の熱交換プレート内で実装されることができる。

いくつかの実施形態では、作業流体は、流路に沿って、液体から蒸気にその相を変化し、その結果、同一の流動通路面積が、熱交換プレート全体を通して使用される場合、作業流体圧力降下が、有意に増加するであろうことが見出された。その蒸気質変化と関係付けられた流動に沿った流体−圧力降下の増加を低減させるために、通過当りの平行流動通路の数が、作業流体の流路に沿って増加されることができる。

図１９Ａおよび１９Ｂは、本アプローチを蒸発器内に実装する、一対の熱交換プレート１９０５、１９１０を図示する。図１９Ａ内の熱交換プレート１９０５は、２つの入口１９１１を有し、各々、２つの小型チャネル１９１２に流れ込む。小型チャネル１９１２は、図１７に示される熱交換プレートのチャネルに類似する蛇行方式でプレートに沿って延在する。しかしながら、図１９Ａに示される熱交換プレートでは、２つの小型チャネルからの流動は、第１の遷移点１９１４において、３つの小型チャネルに流れ込む。３つの小型チャネルからの流動は、第２の遷移点１９１６において、４つの小型チャネルに流れ込む。熱交換プレートが、２つの別個の相補的流路を含むので、これらの拡張は、４つの出口１９１８を通して放出する、８つの小型チャネルをもたらす。

熱交換プレート１９０５の４つの出口１９１８は、図１９Ｂに示される熱交換プレート１９１０の４つの入口１９２０に液圧接続される。４つの小型チャネルからの流動は、第３の遷移点１９２２において、５つの小型チャネルに流れ込む。５つの小型チャネルからの流動は、第４の遷移点１９２４において、６つの小型チャネルに流れ込む。本熱交換プレートはまた、２つの別個の相補的流路を含むため、これらの拡張は、６つの出口１９２６を通して放出する、１２の小型チャネルをもたらす。熱交換プレート１９０５、１９１０を直列に接続することは、単一の長い熱交換プレートの均等物を提供するが、製造がより容易である。

プレート１９０５、１９１０は、約１２００ｍｍ〜１８００の長さＬを有する（例えば、１３００ｍｍ超、１４００ｍｍ超、１４５０ｍｍ超、１４７５ｍｍ超、１７００ｍｍ未満、１６００ｍｍ未満、約１５５０ｍｍ未満、および／または１５２５ｍｍ未満）。プレートの幅Ｗは、約２５０〜約４５０ｍｍに及び得る（例えば、２７５ｍｍ超、３００ｍｍ超、３２５ｍｍ超、３５０ｍｍ超、４２５ｍｍ未満、４００ｍｍ未満、３７５ｍｍ未満、および／または３５０ｍｍ未満）。

いくつかの実施形態では、異なるサイズのプレートと、異なる数の入口および出口とが、所望の熱交換面積および拡張／収縮特性を提供するために使用される。例えば、対のプレート１９０５、１９１０は、現在のベンダの制限に一部基づいて、サイズを決められる。いくつかの実施形態では、単一プレートは、対のプレート１９０５、１０１０と置換され、したがって、作業流体をプレート１９０５からプレート１９１０に伝達するために使用される、出口１９２０および入口１９１８の必要性を排除するであろう。より大きなプレートは、約２７００ｍｍ〜３３００ｍｍの長さＬを有し得る（例えば、２８００ｍｍ超、２９００ｍｍ超、２９５０ｍｍ超、２９７５ｍｍ超、３２００ｍｍ未満、３１００ｍｍ未満、約３０５０未満、および／または３０２５ｍｍ未満）。より大きなプレートは、約５５０〜約８５０ｍｍの幅Ｗを有し得る（例えば、５７５ｍｍ超、６００ｍｍ超、６２５ｍｍ超、６５０ｍｍ超、８２５ｍｍ未満、８００ｍｍ未満、７７５ｍｍ未満、および／または７５０ｍｍ未満）。いくつかの実施形態では、単一のより大きな入口１９１８が、プレート１９０５の２つの入口と置換され、作業流体を全４つの小型チャネル１９１２に送給する。入口１９１８および出口１９２０は、熱交換プレートの効率を低下させる、損失水頭源となり得るので、入口１９１８および出口１９２０の数を減少させることは、所与のＯＴＥＣシステムの全体的圧送要件、したがって、寄生負荷を低減させるであろう。熱交換プレート１９０５、１９１０を通る流動は、蒸発器に対して説明される。熱交換プレート１９０５、１９１０はまた、凝縮器においても使用され得る。しかしながら、凝縮器を通る流体の流動は、蒸発器に対して説明される流動の逆となるであろう。

いくつかの熱交換プレートは、作業流体（例えば、アンモニア）が、熱交換プレートを通して通過する滞留時間を増加させ、かつ熱伝達のための追加の表面積を提供することができる、曲折小型チャネルを含む。図２０Ａおよび２０Ｂは、概して、図１９Ａおよび１９Ｂに示される熱交換プレート１９０５、１９１０に類似する、一対の熱交換プレート２００５、２０１０を図示する。しかしながら、熱交換プレート２００５、２０１０の小型チャネルは、曲折パターンを含む。実験室試験および数値モデル化に基づいて、正弦波状曲折パターンを含む、熱交換プレート２００５、２０１０は、約１０％のプレートの数の減少を伴って、プレート１９０５、１９１０と同一の熱交換を提供すると推定される。

プレート１９０５、１９１０およびプレート２００５、２０１０は両方とも、比較的に正弦波状曲線パターンで配列されるチャネルを含む。これらのパターンは、いくつかの利点を提供すると考えられる。比較的に正弦波状の曲線パターンは、プレートを覆う水流動に、プレート間でより乱れかつより長い経路を辿らせ、作業流体（例えば、アンモニア）側が、理論上、より多くの熱エネルギーを水から抽出することを可能にする。さらに、正弦波状流動パターンは、プレートが、反対方向に転換または交互され得（例えば、左右交互）、入口および出口継手が、相互に干渉しないように構成される。

前述の種々の特徴を組み込む熱交換プレートは、圧延接合プロセスを使用して製造されることができる。圧延接合は、２つの金属プレートが、熱および圧力によって一緒に融合され、次いで、流動チャネルが、２つのパネル間に生成されるように、高圧力空気で膨張される、製造プロセスである。炭素系材料が、所望の流動パターンで底部パネル上に印刷される。第２のパネルは、次いで、第１のパネル上に配設され、２つのパネルは、次いで、２つのパネルが、炭素材料が存在する場所を除き、全ての場所において融合される、熱圧延プレスを通して圧延される。少なくとも１つのチャネルが、振動マンドレルが２つのプレート間に挿入され、加圧された空気が注入されるポートを生成する縁に印刷される。加圧された空気は、チャネルが、２つのプレートが一緒に融合しないように防止されている場所に生成されるように、金属を変形させ、拡張させる。連続式（金属は、シート金属のロールから、高温圧延プレスを通して、連続的に流れる）、または断続式（事前に切断されたパネルが、個々に、処理される）の２つの圧延接合が行なわれ得る、方法が存在する。

プロトタイプでは、２つの金属シート（各々、厚さ約１．０５〜１．２ｍｍ、長さ１５４５ｍｍ、および幅３５０ｍｍ）が、一緒に圧延接合され、プレートを形成する。チャネルは、図１９Ａおよび１９Ｂに示されるパターンにおいて、ブロー成形によって、接合された金属シート間に形成された。チャネルは、１２〜１３．５ｍｍの幅ｗおよび約２ｍｍの高さｈを伴って形成された。プレートは、作業流体としてアンモニアおよび非作業流体として水を使用して、良好な熱交換特性を呈する。

（熱交換プレート実施例）
熱交換器は、ＯＴＥＣ電力生産およびＯＴＥＣ水脱塩システムのための大型かつコストがかかる構成要素である。そのサイズおよび性能は、発電プラント設計の全他の側面を支配する。理論的熱伝達係数は、５００〜３，５００Ｂｔｕ／ｈｆｔ２Ｒに及ぶが、ＯＴＥＣシステムに対する所与の動作条件下の最先端技術のプレート熱交換器（Ｐ熱交換器）の実際の熱伝達係数は、わずか２１５−３８３Ｂｔｕ／ｆｔ２ｈｒＲである。この性能不良は、主に、アンモニア側と水側との間の不平衡流動面積比によるものであった。

実験室およびモデル化研究が、行なわれ、図１９Ａに描写される実施形態に類似するプレートが、温水入口温度２４．３℃およびアンモニア入口温度１０．７℃を有し、プレート間距離約６．３〜６．４ｍｍを伴う、蒸発器として配列されたとき、アンモニア質は、０．０〜０．５に維持され、以下の性能結果が、以下の表１に列挙されるように観察されることが見出された。

圧延接合された熱交換プレートおよび従来のガスケット熱交換プレートの比較では、圧延接合された設計の水流量は、ほぼ４倍であった一方、水側圧力降下は、ガスケット付き熱交換プレート設計のものの４分の１であった。Ｕｉ値もまた、約７２％向上した。より高いＵｉ値は、水流量が増加されると得られ得る。

さらなる実施例では、実験室／数値モデル化の組み合わせ研究が、行なわれ、計画された１００ＭＷ ＯＴＥＣ発電プラントに対して、熱交換器表面積および関連付けられたコストを削減するために、新規熱交換器プレート設計概念を査定した。新規熱交換器の初期査定を行なった後、いくつかのプロトタイプ熱交換器の試験を行なった。

（計画された発電プラント設計および動作条件）
本研究は、概して、図１−４に関して説明されたアプローチに基づいて、計画された１００ＭＷｅ ＯＴＥＣに対して要求される熱交換器プレート表面積を推定した。計画された１００ＭＷｅ発電プラントに対するＯＴＥＣシステムにおける蒸発器のレイアウトは、図２１Ａに示されるように、１６のチャンバから成る。各チャンバは、４つのスタックを含有し、各スタックは、図２１Ｂ−２１Ｄに示されるように、寸法３フィート（幅）×２８フィート（深さ）×１０フィート（高さ）を伴う、３つのモジュールを含む。この研究で使用される場合、「カートリッジ」は、単一プレートを示し、「カセット」は、アンモニア流動チャネルを形成する、２つのカートリッジを示し、「モジュール」は、カセットの２８フィートアセンブリを示し、「スタック」は、４段モジュールを示し、「チャンバ」は、４スタックを含む。

設計は、所望の高熱伝達係数および低圧降下を伴う、プレート表面積および体積の観点から査定された。２５ＭＷｅを生産する４段サイクルの各々は、同じ設計であり、約１０，０８０フィート^３の蒸発器体積を要求することが見出される。

２５ＭＷｅのための４段サイクルの第２段の動作条件は、以下のように仮定した：温水入口温度−７６．３°Ｆ；温水出口温度−７３．４°Ｆ；蒸発圧力−９２７．３ｋＰａ；対数平均温度差（ＬＭＴＤ）−１．７Ｋ；および温水流量−１，１００，０００ｇｐｍ。

（初期設計）
５つの異なる設計が、提案および調査された。流動パターンおよび通過タイプは、以下の表２に説明される。アンモニア側における単一通過設計が、２つの基本例に適用された一方、アンモニア側における多通過設計が、３つの設計（設計Ａ、設計Ｂ１、および設計Ｂ２）に適用された。設計Ａと設計Ｂとの間の差異は、アンモニアチャネル方向である。アンモニアチャネルは、設計Ａでは、垂直に配向されるが、設計Ｂでは、流動方向が、水流に対して交差流となるように、水平に配向される。

カートリッジサイズ、数、および熱交換器体積は、各段あたりの圧力降下は、２ｐｓｉに維持されるように計算された。

図２２Ａは、低流動面積比を伴う、基本例の概略を示す。流動面積比（水流面積とアンモニア流動面積との間の比）は、１．４７に設定される。アンモニア（図中の暗線として示される）は、アンモニアチャネルを通して上向きに流動し、水は、水チャネル（アンモニアチャネル間の間隙）を通して下向きに流動する。図２２Ｂは、アンモニアチャネルの断面図を示す。

図２３Ａは、高流動面積比を伴う、基本例の概略を示す。流動面積比は、７．１４に設定される。アンモニアは、アンモニアチャネルを通して上向きに流動する一方、水は、２つの流体が逆流熱伝達構成を形成するように、水チャネルを通して、下向きに流動する。図２３Ｂは、アンモニアチャネルの断面図を示す。本設計では、水チャネル幅は、流動面積比を増加させるために増加された。

図２４Ａは、設計Ａの概略を示す。アンモニアは、上下に流動するように、アンモニアチャネルを通して流動する一方、水は、アンモニアチャネルを覆って、下向きのみに流動する。図２４Ｂは、アンモニアチャネルの断面図を示す。本設計では、アンモニア質量流束は、基本例と比較して増加される。この設計では、２つの流体は、逆流熱伝達構成と平行熱伝達構成とを交互に形成する。

図２５Ａは、設計Ｂ１の概略を示す。この設計では、アンモニア流動チャネル方向は、２つの流体が交差逆流熱伝達構成を形成するように、設計Ａから９０度回転される。この設計では、アンモニアは、アンモニアチャネルを通して水平に流動し、徐々に上方に移動する一方、水は、設計Ａにおけるチャネルの上部水平部分での蒸気滞留の潜在的問題が対処されるように、アンモニアチャネルを覆って、下向きに流動する。図２５Ｂは、アンモニアチャネルの断面図を示す。

図２６Ａは、同様に、設計Ｂ１で使用されるような交差逆流である、設計Ｂ２の概略を示す。図２６Ｂは、アンモニアチャネルの断面図を示す。設計Ｂ１と設計Ｂ２との間の主要差異は、アンモニア流動チャネル面積である。設計Ｂ２は、設計Ｂ１と比較して、縮小されたアンモニア流動チャネル面積を有する。設計Ｂ２におけるアンモニア質量流束を制御するために、カセットあたりのアンモニアの通過数は、２つの入口および２つの出口を有することによって、２倍にされる（図２６Ａ参照）。

表３は、圧延接合された熱交換器の５つの異なる初期設計のシステムレベル比較を示す。基本設計に対して、カートリッジサイズは、主に、低アンモニア熱伝達係数（ＨＴＣ）による比較的に小さい全体的熱伝達係数（Ｕ）により、非常に大きくなった。したがって、基本設計は、要求される総熱伝達容量を提供するために、大きなプレート面積を必要とした。基本例の熱交換器表面積は、容認不可能範囲内である一方、設計Ａ、設計Ｂ１、および設計Ｂ２の熱交換器表面積は、百万フィート^２未満であり、計画されたＯＴＥＣシステムのための容認可能範囲内である。設計Ａ熱交換器では、アンモニア蒸気は、可能性として、チャネルの水平部分内に捕捉され、潜在的に、有意な問題を生じさせ得る。設計Ｂ２熱交換器は、設計Ｂ１熱交換器より小さい専有面積およびより低いコストを伴って、要求される総熱伝達容量を提供した。故に、設計Ｂ２熱交換器設計が、最終設計として選定された。

（実験室試験のためのプロトタイプ蒸発器設計）
初期設計代替の評価は、実験室試験のためのプロトタイプ熱交換器において使用されるべき流動パターンとして、設計Ｂ２の選択につながった。設計Ｂ２に基づくいくつかの追加の設計もまた、試験された。

元のカートリッジサイズは、３×１０フィートであった。しかしながら、実験室試験施設内でこれらの熱交換器を評価するために、熱交換器尺度は、試験施設の高さ制限のため、縮小される必要がある。

液圧試験を受ける物体を縮小するための典型的方法は、「類似性分析」を使用することである。この方法は、次元縦横比の維持ならびに熱特性とレイノルズ数およびプラントル数等の無次元数の維持に依拠する。しかしながら、類似性分析アプローチは、熱交換器のためのプレート厚が、製造のための最小要求１．０ｍｍに基づいて、１．５ｍｍに固定されており、かつアンモニア間隙サイズが、さらに縮小されることができないので、本願では使用されることができない。故に、以下の代替方法が、使用された。

前述のように、元のカートリッジサイズは、３×１０フィートであった。試験カートリッジサイズは、試験施設制約に基づいて、元のカートリッジサイズの４分の１のサイズとして選択された（図２７Ａおよび２７Ｂ参照）。試験熱交換器に対して、熱交換器にわたる水温変化は、カートリッジ高さ減少に比例して減少され、アンモニア蒸気質変化もまた、同一の蒸発温度で比例して減少された。アンモニアおよび水のレイノルズ数は、一定に維持された。

プロトタイプ熱交換器が、縁効果を最小限にするために、４つのカセットとともに設計された。

図２８は、４０のアンモニアチャネルおよび２つのダミーチャネルを含む、パターン１を図示する。図は、図の左側が、熱交換器の上部となり、右側が、底部となるように、９０度反時計回りに回転される。アンモニアは、底部を通して流入し、上部から流出した。アンモニア質量流束は、流路に沿って一定であるように設計された。２つのダミーチャネルは、水チャネルを形成するために設計された。アンモニアチャネル内の圧力が、ダミーチャネルを通して測定された。ダミーチャネルおよび関連付けられた圧力変換器は、試験目的のためのものであり、生産モデルには含まれないであろう。

図２９Ａは、一緒に接続された４つのアンモニアチャネルを含む、パターン２を図示する。平行アンモニアチャネル間のより良好な流動分布のために、ヘッダセクションの断面積は、図１８に関して前述のように、流動に沿って変動されるように設計される。アンモニア質量流束は、熱交換器全体を通して均一であるように設計された。代替アンモニアチャネル設計では、角は、図２９Ｂに示されるように、丸くされ、誘導羽根は、鋭利な角による圧力降下を最小限にするために適用される。

図３０Ａは、アンモニア蒸気質が増加するにつれて、アンモニア圧力降下も同様に増加するように、流路に沿って、増加数のアンモニアチャネルを含む、パターン３を図示する。したがって、アンモニア質量流束は、蒸気質に対して変動されるように設計された（低蒸気質における高アンモニア質量流束、高蒸気質における低アンモニア質量流束）。代替アンモニアチャネル設計では、角は、図２９Ｂに示されるように、丸くされ、誘導羽根は、鋭利な角により圧力降下を最小限にするために適用される。

図３１は、パターン４を図示する。くぼみ、オフセット、および曲折パターン等のいくつかの表面改良が、熱交換器の性能を改善するために検討された。これらの種類の表面改良選択肢は、システム熱伝達係数を増加させるが、また、圧力降下も増加させると予期される。圧力降下が標的値に調整される場合、熱伝達係数値は、パターン３のものより高くも低くもなり得る。曲折パターンが、パターン４に適用され、その性能特性が、実験試験を通して評価された。

図３２は、表面改良のための選択肢として、アンモニアチャネルに適用されたオフセットパターンを含む、パターン５を図示する。パターン４と同様に、熱伝達係数と圧力降下との間の関係が、実験試験を通して調査された。

提案されるパターンの性能および物理的特性が、ＯＴＥＣシステムに対して調査される。表３は、２５ＭＷｅに対する４段サイクルの１つの蒸発器のための異なるパターン設計の概要を示す。水チャネル間隙およびプレート数は、ＨＸスタック奥行が、２８フィート制限を超えないように計算された。

パターン１に対して、蒸発器のＵ値は、高アンモニア熱伝達係数により、９９０Ｂｔｕ／ｆｔ２ｈｒＲで計算された。しかしながら、アンモニア側圧力降下は、９７５ｐｓｉと予測され、絶対作業圧力をさらに上回る。したがって、アンモニア圧力降下は、このパターンを実行可能にするための制限要因となるであろう。

パターン２は、パターン１の大きなアンモニア側圧力降下を低減する意図で提案された。蒸発器を通したアンモニア側圧力降下は、アンモニア質量流束を調整することによって、５０ｋＰａ未満まで低減された。Ｕ値は、６６０Ｂｔｕ／ｆｔ２ｈｒＲとして計算された。２５ＭＷに対する４段サイクルのうちの１つのプレート数および蒸発器体積が、それぞれ、２２，２５０ＥＡおよび９，５２６ｆｔ３として計算された。

パターン３のＵ値は、６２９Ｂｔｕ／ｆｔ２ｈｒＲとして計算され、パターン２のものより５％低かった一方、アンモニア側圧力降下は、３８ｋＰａとして計算され、パターン２のものより１６％小さかった。

パターン４および５に対して、水およびアンモニア熱伝達係数が、パターン３と比較して、５％増加されると仮定された。これらの値が、増加されると、Ｕ値も増加する。これは、プレート数が、減少され得るように、したがって、水およびアンモニア質量流束が、増加され得るように、より小さい必要とされる活性熱伝達面積をもたらす。水側ＨＴＣは、５％増加されるが、アンモニア側ＨＴＣは、増加したアンモニア質量流束および表面改良により、１３．５％増加される。最後に、Ｕ値は、６８８Ｂｔｕ／ｆｔ２ｈｒＲと推定された。

表５は、実施例として、１００ＭＷ ＯＴＥＣシステムに対するパターン２設計のためのプレート数および蒸発器体積を示す。

表６は、測定された熱交換器特性を示す。アンモニア側ＨＴＣは、Ｋａｎｄｌｉｋａｒ（１９９０）とＳｈａｈ（１９８２）の相関の間の平均値として計算され、アンモニア側圧力降下は、ＬｏｃｋｈａｒｄおよびＭａｒｔｉｎｅｌｌｉ（１９４９）とＦｒｉｅｄｅｌ（１９８０）の相関の間の平均値として計算された。寸法１．５×５フィートを伴う８つのカートリッジが、プロトタイプ蒸発器のために使用されることになった。

（水側の算出流体動的シミュレーション）
ＣＦＤ推定が、熱伝達係数および圧力降下特性を調査するために、圧延接合された熱交換器の水側で行なわれた。いくつかの異なる設計が、評価された。

図３３は、アンモニア側における二重間隙設計を示す。高流量比を伴う基本例に対して、低フィン効率は、多数のプレートおよび膨大な熱交換器体積の必要性をもたらした。したがって、フィン効率を高く増加させるために、アンモニア間隙を増加させる概念が、提案され、評価された。提案される概念の詳細な幾何学形状は、表７に示される。

表８は、アンモニア側における二重ガス設計のＣＦＤ結果を示す。基本的に、これは、高い水ＨＴＣおよびフィン効率を示す。しかしながら、応力分析結果は、この設計が、間隙（ｄ）が比較的に小さく、幅（ａ）が大きいため、アンモニア圧力に耐え得ないことを示した。したがって、この設計は、「実行不可能」であると結論付けられた。

設計Ｂ１の詳細な幾何学形状は、図３４に示される。これは、交差逆流設計である。いくつかの異なる間隙サイズが、熱交換器のために評価された。交差逆流設計であるので、チャネルパターンが、設計され、次いで、アンモニア側熱伝達係数および圧力降下が、決定された。次いで、異なる水間隙サイズを伴う熱交換器が、水側に対して評価された。

異なる間隙サイズのＣＦＤシミュレーション結果は、表９に示される。カートリッジサイズは、３×１０フィートに固定されていたので、圧力降下は、０．２ｐｓｉ／ｆｔに維持された。水熱伝達係数は、１，０００〜１，２００Ｂｔｕ／ｆｔ^２Ｒｈｒに及んだ。

設計Ｂ２の詳細な幾何学形状は、図３５に示される。設計Ｂ１と比較して、設計Ｂ２のアンモニアチャネル間隙高さは、６．５〜２０．０ｍｍまで減少された。このアプローチは、水側圧力降下を低減させる。したがって、水質量流束は、水側ＨＴＣを向上させるために増加されることができる。

表１０は、設計Ｂ２のＣＦＤ結果を示すが、圧力降下は、全例に対して０．２ｐｓｉ／ｆｔに維持された。水側ＨＴＣは、１，２００〜１，４００Ｂｔｕ／ｆｔ^２Ｒｈｒに及んだ。

（追加のＯＴＥＣ特徴：）
ＯＴＥＣ発電プラントの例示的実装では、海上ＯＴＥＣスパープラットフォームは、４つの別個の電力モジュールを含み、各々が定格設計条件で約２５ＭＷの正味電力を生産する。各電力モジュールは、異なる圧力および温度レベルで動作し、４つの異なる段で海水系から熱を取り入れる、４つの別個の電力サイクルまたは連鎖熱力学的段を備えている。４つの異なる段は、連続して動作する。定格設計条件（全負荷・夏条件）での４つの段のおよその圧力および温度レベルは、以下の通りである。

作業流体は、温かい海水（ＷＳＷ）から熱を取り入れることによって複数の蒸発器の中で沸騰させられる。飽和蒸気が、蒸気セパレータの中で分離され、ＳＴＤスケジュールの継目のない炭素鋼パイプによってアンモニアタービンに導かれる。凝縮器の中で凝縮された液体は、２×１００％電気モータ駆動型低速給水ポンプによって蒸発器に戻される。サイクル１および４のタービンは、共通の発電機を駆動する。同様に、サイクル２および３のタービンは、別の共通の発電機を駆動する。いくつかの実施形態では、１００ＭＷの発電プラントでは、各発電プラントモジュールに２つの発電機、合計８つの発電機がある。蒸発器への給水は、蒸気セパレータの中でレベルを維持するように、給水制御弁によって制御される。凝縮器レベルは、サイクル流体構成制御弁によって制御される。給水ポンプの最小流量が、給水ライン上の流量計によって調節される制御弁を通して凝縮器に導かれる再循環ラインによって維持される。

動作時、モジュールの４つの電力サイクルが独立して動作する。サイクルのうちのいずれかは、例えば、故障の場合に、または保守のために、必要であれば、他のサイクルの動作を妨げることなく動作停止することができる。そのような部分的動作停止は、全体的電力モジュールの正味発電を低減させるであろう。

システムは、大量の海水を必要とし、各々、送出機器、水管路、配管、弁、熱交換器などを伴う、冷たい海水および温かい海水を取り扱うための別個のシステムがある。海水は、淡水よりも腐食性であり、それと接触する場合がある全ての材料は、これを考慮して慎重に選択される必要がある。海水システムの主要な構成要素を構築するための材料は、以下となる。
大孔配管： ガラス繊維強化プラスチック（ＦＲＰ）
大型海水管路およびチャンバ： エポキシ被覆炭素鋼
大孔弁： ゴム裏地付きのバタフライ型
ポンプインペラ： 好適なブロンズ合金
好適な手段によって制御されない限り、海水システムの内側の生体成長は、発電プラント性能の有意な損失を引き起こし得、かつ発電プラントからのより低い出力につながる熱伝達表面の汚染を引き起こし得る。この内部成長はまた、水流に対する抵抗を増加させ、さらなるポンプ能力要求、より低いシステム流量等を引き起こし、より過酷な場合では、流路の完全閉塞さえも引き起こし得る。

深海から引き込まれる水を使用する冷海水（「ＣＳＷ」）システムには、生物付着の問題がほとんどまたは全くないはずである。これらの深度での水は、多くの日光を受けず、酸素が不足しているため、その中では生物がほとんどいない。しかしながら、いくつかの種類の嫌気性細菌が、いくつかの条件下で成長することが可能であり得る。生物付着に対抗するために、塩素化衝撃が使用されるであろう。

水面付近からの温かい海水を取り扱う温海水（「ＷＳＷ」）システムは、生物付着から保護されなければならない。汚染率は、沿岸水よりもＯＴＥＣ運用に好適な熱帯外洋水では、はるかに低いことが分かっている。必要に応じて、環境的に容認可能であろう非常に低い用量で、ＯＴＥＣシステムの中の生物付着を制御するために、化学剤を使用することができる。小量の塩素の投与は、海水中の生物付着に対抗するのに非常に効果的であることが証明されている。１日１時間で約７０ｐｐｂの割合での塩素の用量が、海洋生物の成長を防止するのに極めて効果的である。この用量率は、ＥＰＡによって規定された環境的安全レベルの１／２０にすぎない。塩素耐性生物を取り除くために、時々、低用量処理の計画の間に、他の種類の処理（熱衝撃、塩素化衝撃、他の殺生物剤等）を使用することができる。

海水流に投与するための必要な塩素は、海水の電解によって設備船上の船内で生成される。この種類の電気塩素化設備は、市販されており、投与に使用される次亜塩素酸塩溶液を生産するために成功裏に使用されてきた。電気塩素化設備は、貯蔵タンクを充填するように連続的に動作することができ、これらのタンクの内容物は、前述で説明される周期的投与に使用される。

全ての海水導管は、沈殿物が堆積し得るか、または生物が定着してコロニーを開始し得る、あらゆるデッドポケットを回避するように設計される。そこに回収され得る堆積物を吹き飛ばすように、流水配列が水管路の低い点から提供される。管路および水チャンバの高い点は、閉じ込められたガスが漏出することを可能にするように通気される。

冷海水（ＣＳＷ）システムは、設備船用の共通深海水取込口、水送出／分配システム、関連水配管を伴う凝縮器、および水を海に戻すための放出管路から成る。冷水取込パイプは、２７００フィート以上（例えば、２７００フィート〜４２００フィートの間）の深さまで下方に延在し、そこで海水温度は、ほぼ一定の４０°Ｆである。パイプへの入口は、大型生物がその中へ吸い込まれることを阻止するようにスクリーンによって保護される。パイプに流入した後、冷水は、海面に向かって上方に流動し、船またはスパーの底付近の冷水ウェルチャンバに送達される。

ＣＳＷ供給ポンプ、分配管路、凝縮器等は、発電プラントの最低レベルに位置する。ポンプは、交差管路から吸い込み、冷水を分配管路システムに送る。４×２５％ＣＳＷ供給ポンプが、各モジュールに提供される。各ポンプは、必要な時に、点検、保守等のために隔離し、開くことができるように、入口弁を用いて独立して循環させられる。ポンプは、高効率電気モータによって駆動される。

冷たい海水は、連続してサイクルの凝縮器を通して流動し、次いで、ＣＳＷ流出が海に戻るように放出される。ＣＳＷは、必要な順序で、連続して４つの発電プラントサイクルの凝縮器の熱交換器を通して流動する。凝縮器の設置は、必要な時に、それらが清掃および保守のために隔離され、開かれることを可能にするように配列される。

ＷＳＷシステムは、海面より下側に位置する水中取込グリル、入ってくる水をポンプに伝えるための取込プレナム、水ポンプ、熱伝達表面の汚染を制御する殺生物剤投与システム、懸濁物質による閉塞を防止する水漉システム、関連水配管を伴う蒸発器、および水を海に戻すための放出管路を備えている。

取込グリルは、海面付近から温水を引き込むように、発電プラントモジュールの外壁に提供される。取込グリルにおける前面速度は、海洋生物の引き込みを限定するように、０．５フィート／秒未満に保たれる。これらのグリルはまた、大型浮遊破片の流入も防止し、それらの障害物のない開口部は、ポンプおよび熱交換器を安全に通過することができる固体の最大サイズに基づく。これらのグリルを通過した後、水は、グリルの後ろに位置する取込プレナムに流入し、ＷＳＷ供給ポンプの吸引に送られる。

ＷＳＷポンプは、ポンプフロアの対抗する側に２つのグループで位置する。各グループ用の取込プレナムからの別個の吸引接続を伴って、ポンプの半分が、各側に位置する。この配列は、取込プレナムの任意の部分を通る最大流量を全流量の約１／１６に限定するので、取込システムにおける摩擦損失を低減する。ポンプの各々は、必要な時に、点検、保守等のために隔離し、開くことができるように、入口側に弁が提供される。ポンプは、ポンプ出力を負荷に合致させるように、可変周波数駆動を伴う高効率電気モータによって駆動される。

ＷＳＷシステム、特にその熱伝達表面の生物付着を制御することが必要であり、このために、好適な殺生物剤がポンプの吸引時に投与されるであろう。

温水流は、熱交換器の中の狭い通路を封鎖し得る、より大型の懸濁粒子を除去するために、漉される必要があり得る。大型自動フィルタまたは「破片フィルタ」を、必要であればこのために使用することができる。懸濁物質は、スクリーン上で保持し、次いで、逆洗によって除去することができる。懸濁固体を運ぶ逆洗流出物は、海に戻される発電プラントの放出流に送られるであろう。このための正確な要件は、海水の質に関するより多くのデータの回収後、設計のさらなる開発中に決定されるであろう。

漉された温かい海水（ＷＳＷ）は、蒸発器の熱交換器に分配される。ＷＳＷは、必要な順序で、連続して４つの発電プラントサイクルの凝縮器を通して流動する。最後のサイクルからのＷＳＷ流出は、海面より約１７５フィート以上下側の深度で放出される。次いで、それは、海水の温度（したがって、密度）が流出の温度に合致する深さまでゆっくりと沈む。

（追加の側面：）
基線冷水取込パイプは、側板付きのセグメント化された引抜成形繊維ガラスパイプである。各側板セグメントは、４０〜５０フィート長であることができる。側板セグメントは、側板を交互に配置し、相互係止継目を作成することによって、接合することができる。パイプ側板は、最大５２インチ幅および少なくとも５０フィート長のパネルに押出成形され、ｅ−ガラスまたはｓ−ガラスをポリウレタン、ポリエステル、またはビニルエステル樹脂とともに組み込むことができる。いくつかの側面では、側板セグメントは、コンクリートであり得る。側板は、中実構造であり得る。側板は、コア付きまたはハニカム構造であり得る。側板は、相互に係止するように設計され、側板の両端において、冷水パイプのセクション間におけるフランジの使用を排除することによって、交互に配置されるであろう。いくつかの実施形態では、側板は、４０フィート長であり、５フィートおよび１０フィート毎に、交互に配置することができ、そこでパイプセクションを接合される。側板およびパイプセクションは、例えば、ポリウレタンまたはポリエステル接着剤を使用して、一緒に接合することができる。３−Ｍおよび他の企業が、好適な接着剤を製造している。サンドイッチ構造が使用される場合、ポリカーボネート発泡体またはシンタクチック発泡体が、コア材料として使用され得る。蜘蛛の巣状亀裂は、回避されるべきであり、ポリウレタンの使用は、信頼性のある設計を提供する支援をする。

いくつかの実施形態では、想定されるＣＷＰは、連続的である。すなわち、セクション間にフランジを有していない。

ＣＷＰは、球状軸受継手を介して、スパーに接続されるであろう。冷水パイプはまた、吊上ケーブルおよびラムまたはデッドボルトシステムの組み合わせを使用して、スパーに接続されることができる。

プラットフォームとしてスパーを使用することの有意な利点のうちの１つは、そうすることにより、最も過酷な１００年間の暴風雨条件でさえも、スパー自体とＣＷＰとの間で比較的わずかな回転しかもたらさないことである。加えて、スパーとＣＷＰとの間の垂直および横力は、球体とその座部との間の下向きの力が軸受表面を常に接触して保つようなものである。水を通さない密閉の役割も果たすこの軸受は、その嵌合球面座部と接触しなくならない。したがって、ＣＷＰを定位置で垂直に保持する機構を設置する必要性がない。これは、球面軸受設計を単純化するのに役立ち、また、そうでなければ任意の追加のＣＷＰパイプ保持構造またはハードウェアによって引き起こされ得る、圧力損失を限定する。球面軸受を通して伝達される横力はまた、ＣＷＰの垂直拘束を必要とすることなく適切に収容することができるほど十分に低い。

本明細書の実施形態は、浮遊海上船またはプラットフォーム内の多段熱交換器を説明してきたが、他の実施形態が本発明の範囲内であることが理解されるであろう。例えば、多段熱交換器および統合流路は、沿岸ベースのＯＴＥＣ施設を含む、沿岸ベースの施設に組み込むことができる。また、温水は、温かい淡水、地熱で加熱された水、または産業排水（例えば、原子力発電プラントまたは他の工場からの放出された冷却水）であり得る。冷水は、冷たい淡水であり得る。本明細書で説明されるＯＴＥＣシステムおよび構成要素は、電気エネルギー生産に、または塩水の脱塩、浄水、深海水再生、水産養殖、バイオマスまたは生物燃料の生産、およびさらに他の産業を含む、他の使用分野で使用することができる。

本明細書で記述される全ての参考文献は、それらの全体で参照することにより組み込まれる。

他の実施形態も、以下の請求項の範囲内である。

Claims (19)

1. 熱交換プレートシステムであって、前記熱交換プレートシステムは、一対のアルミニウム熱交換プレートを備えており、前記熱交換プレートの各々は、
   非作業流体にさらされる正面および背面外部表面と、
   前記正面外部表面と前記背面外部表面との間の内部作業流体流動チャネルと
   を備え、
   前記内部作業流体流動チャネルは、第１の方向における第１の複数の平行流路と第２の方向における第２の複数の平行流路とを備えており、
   前記熱交換プレートのうちの第１の熱交換プレートの出口は、前記熱交換プレートのうちの第２の熱交換プレートの入口に液圧接続されている、熱交換プレートシステム。
2. 前記第１の方向は、前記第２の方向と反対、かつ前記第２の方向に平行である、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
3. 前記第１および第２の流路の前記第１および第２の方向は、前記非作業流体の流動の方向に垂直である、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
4. 各プレートは、作業流体が低蒸気質を有する場合、比較的高い作業流体質量流束の第１の領域と、前記作業流体が高蒸気質を有する場合、比較的低い作業流体質量流束の第２の領域とをさらに備えている、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
5. 各熱交換プレートの前記内部流動チャネルは、前記第１の複数の平行流路および前記第２の複数の平行流路と流体接触する可変空間の面積を有する、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
6. 各熱交換プレートは、前記第１および第２の複数の流路内の１つ以上の構造壁をさらに備え、前記１つ以上の壁は、前記流路に概して平行であり、可変空間の前記面積内で終端する、請求項５に記載の熱交換プレートシステム。
7. 前記１つ以上の構造壁の各々は、末端部に方向羽根を備え、前記方向羽根は、流動の方向に配向されている、請求項６に記載の熱交換プレートシステム。
8. 前記１つ以上の構造壁の各々は、前記構造壁の近位端に方向羽根を備えている、請求項６に記載の熱交換プレートシステム。
9. 前記第１および第２の複数の流路の流路は、１５５ｍｍ〜６０ｍｍの断面積を有する、隙間を備えている、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
10. 前記熱交換プレートは、複合ブロー成形プレートである、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
11. 各プレートの作業流体圧力降下は、約０．２ｐｓｉ／ｆｔである、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
12. 前記非作業流体熱伝達係数は、９００〜１４００Ｂｔｕ／ｆｔ２Ｒｈｒに及ぶ、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
13. 第１の方向における第１の複数の平行流路および第２の方向における第２の複数の平行流路のパターンは、前記熱交換プレートの各々の長さにわたって繰り返す、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
14. 前記第１および第２の複数の流路の各々内の流路の数は、前記パターンが、前記熱交換プレートの長さにわたって繰り返すにつれて、増加する、請求項１３に記載の熱交換プレートシステム。
15. 前記第１の複数の流路の各々内の流路の数は、第１の方向あたり４つの流路から第１の方向あたり６つの流路に増加する、請求項１３に記載の熱交換プレートシステム。
16. 各熱交換プレートの前記第１の複数の流路内の流路の数は、第１の方向あたり２つの流路から第１の方向あたり４つの流路に増加する、請求項１３に記載の熱交換プレートシステム。
17. 前記非作業流体は、海水である、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
18. 前記作業流体は、アンモニアである、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。
19. 前記プレートは、ＯＴＥＣ熱交換プレートである、請求項１に記載の熱交換プレートシステム。