アンモニア/水二成分凝縮
アンモニア 水二成分凝縮の水二成分凝縮の伝熱特性に伝熱特性に関する実験的研究する実験的研究
秋山泰有*1，柳廷泰*2，有馬博史*1，池上康之*1

Experimental Investigation about the Heat Transfer Characteristicof Ammonia/Water Mixture Condensation
Hirokuni AKIYAMA*1，Jeong-Tae YOO*2，Hironumi ARIMA*1 and Yasuyuki IKEGAMI*1*1 Institute of Ocean Energy, Saga University, Japan
1-48, Hirao, Kubara-aza, Yamasiro-tyou, Imari-shi, Saga, 849-4256 Japan
The investigation is used an ammonia/water binary mixture to show its condensation heattransfer characteristics on vertical flat plate, in addition to observation of condensation film form byvisualization. The experiment was conducted with a system by using four types of ammonia massfraction 1.0, 0.95,0.9 and 0,85. While fluid of component 1.0 to 0.4 at the entrance of condenser
shown high condensation heat transfer coefficient. However fluid of component 0.9 was considerably
low condensation heat transfer coefficient. Through this condensation film fluid form visualization
experiment, the differences in regards to their condensation film forms between pure working fluid,binary mixture were observed.
Key Words : Condenser, Ammonia/water Mixtur, vizuaraization,

1.

緒

言

アンモニア/水を作動流体とする発電システムが、海洋温度差発電や廃熱温度差発電、温泉水温度差発電の分野で注目されている。既に、アンモニア/水を作動流体とする１００℃レベルの廃熱に対して我が国において４０００ｋW 規模で実用化されている。アンモニア/水を作動流体とする発電システムは、従来の火力発電や原子力発電に比べ利用できる熱源の温度や温度差が小さいため、特にその高効率化を目的として研究開発が行われている．アンモニア/水の混合物質を用いたサ系冷媒を使用した鉛直平滑平板上での凝縮(1)やアンモニア/水の二成分流体を作動流体として用いた水平管外での凝縮研究(2)が行われている．しかし,アンモニアおよびアンモニア/水を作動流体として用いた鉛直平滑平板上での凝縮の研究は現在行なわれていない．
そこで本研究では，低温度差発電用のプレート式熱交換器の高性能化を図るため純アンモニアおよびアンモニア/水を作動流体とし,質量流束,熱流束,飽和圧力,組成による鉛直平滑平板上での局所凝縮熱伝達係数を実験的に明らかにする．そして,局所凝縮熱伝達係数が予測できる相関式について検討する．

イクルは、純物質を用いたサイクルとして比較してサイクル効率の向上は期待されるが、物質伝達抵抗によ
2. 記号

る伝熱性能の低減が懸念されている。混合物質の特性を活かし、サイクル性能を高めるためには、アンモニ

x： 長さ [m]ア/水の凝縮や蒸発現象を十分把握することが重要で

x： 乾き度 [-]ある。

y： 組成 [-]

このような状況の中,凝縮器の性能および凝縮過程

P： 圧力 [Pa]の解明は極めて重要である．従来の研究として,フロン

β： 物質伝達係数 [-]G： 質量流束 [kg/m2s]

q： 熱流束 [kW/m2]

x： 乾き度 [m]h： 熱伝達率 [W/(m2·K)]＊

原稿受付 0000 年 00 月 00 日
教員，IOES（〒849-4256 佐賀県伊万里市山代町久原字平尾 1-48）*2
学生，佐賀大学 理工学部．
E-mail: akiyama@cc.saga-u.ac.jp*1ｍ ： 凝縮質量流量 [kJ/kg]
λ ： 熱伝導率 [W/mK]

水循環ポンプ，プレヒーター，蒸発器から構成されている．冷水循環部は冷水ポンプ，テストコンデンサー，ifg： 凝縮潜熱 [kg/s]

二つのアフターコンデンサー，作動流体タンクから構ρ： 密度 [kg/ m3]

成されている．それぞれの循環部には計測器として流Re ： レイノルズ数

量計，密度計，温度計，圧力計，差圧計を図１に示し

Re ： レイノルズ数ている適所に設置した．

Nu ： ヌセルト数

2・・2 テストコンデンサー詳細
図２に本実験でテストコンデンサー詳細
使用したテストコンデンサーの詳細を示す．材質はす

Wr ： 濃縮度

べて SUS304 を使用した．伝熱面の面積は 250×Sh

： シャウド数650mm2 で厚さは 40mm である．作動流体側と熱源側添え字（水側）の蓋の厚さは 30mm である．作動流体側の蓋： 平均には可視化実験のために直径 80mm の窓が設置してあ

exp ： 実験る．
作動流体側は厚さ 2mm のスペーサーを挟み込み流

cal ： 計算

路厚さ 2mm とした。熱源側はスペーサーとして厚さm

loc ： 局所
in

X： 入口
75

VW ： 蒸気バルク

width2±0.3 Depth .0.5WW ： 凝縮壁面
100100： 液層気液界面

100

2. 実験装置および実験装置および実験方法
および実験方法

650Li

φ 3 Depth 38100： 蒸気層気液界面

840

Vi1002・・1 実験装置
図 1 に本実験で使用した実験装置の系統図を示す．この装置は主に作動流体循環部，

75

温水循環部，冷水循環部から構成されている．作動流
体循環部は作動流体ポンプ，プレヒーター，蒸発器，テストコンデンサー，二つのアフターコンデンサー，Ditch for O-ring

作動流体タンクから構成されている．温水循環部は温250
380

Ditch for O-ring

X150

A325

Working fluidside frame

５７５plate
Water sideframe

φ 80304030112

Fig.1 Experimental apparatus

Fig.2
2

Schematic diagram of test plateUrethane tube

Working fluid
Tw.f.
T2
Twall

Fig. 3

Cold water

T1x2

Tcx1

xin = 1.0

xin = 0.8

xin = 0.6

xin = 0.4

xin = 1.0

xin = 0.8

xin = 0.6

xin = 0.4

Local T.C. position of the inside test plate
Fig. 4 Visualization photo(Mass fraction y=1.0, Upside G=10kg/m2s,
Downside G=25kg/m2s)

10mm のゴムの板を挟み込み流路厚さ 10mm とした．
このように実験装置は図の様にペーサーを挟む事で流路厚さを決めているため，このスペーサーの厚さを変化させる事で様々な流路厚さを作る事が出来る実験装

xin = 0.9

xin = 0.8

xin = 0.6

xin = 0.4置になっている．
図３はテストコンデンサーの局所熱流束を計測する

xin = 0.6

xin = 0.7

ために設置した熱電対の詳細である。距離の離れた 2

xin = 0.4

点の温度差より熱流束を求めるため 2 箇所の温度とその間隔を測定した。

Fig. 5 Visualization photo(Mass fraction y=0.95, Upside G=10kg/m2s,
Downside G=25kg/m2s)

また、実験では式 1 により局所熱流束を求め、式 2により壁面温度を求め、式 3 により局所熱伝達係数をとし実験を行なう．さらに可視化窓による作動流求めた。

qloc = λ体の流動形態の観察を行なう．

(T2 − T1 )Twall = T2 +2・・4 実験装置

(1)x1

図 1 に実験装置を示す．装置

は試験部である凝縮器，二つのアフターコンデンサー，アンモニアタンク，予熱器および蒸発器か

qloc × x2ら構成されている．タンクから出たアンモニアは(2)

λ

ポンプにより予熱器，蒸発器へと送られ，温水と熱交換しアンモニアは二相状態または飽和蒸気状

qloc
hloc =TVW − Twall態になる．本研究では，熱交換量を変更すること(3)

により，凝縮器入口における乾き度を調節する．
作動流体はサブクーラーで凝縮器内部での熱交換により蒸気の一部は凝縮し，十分に過冷された後，作動流体ポンプによりフレ残った蒸気は二つのアフターコンデンサーにより，ヒーターと蒸発器に送られ温水側と熱交換を行い完全に凝縮されタンクへと戻される．

2・・3

実験方法

乾き度が 1.0～0.4 まで調節されテストコンデンサ

表 1 に凝縮器入口の実験条件を示す．本実験はーに送られる．テストコンデンサーに送られた作

紙面の都合上凝縮器の熱流束が 3kW/m2 について

動流体は冷水側と熱交換を行い凝縮される．テス示す．凝縮器は各局所の熱流束を測定して局所熱トコンデンサーで完全凝縮されなかった作動流体伝達係数を求める．

は二つのアフターコンデンサーより完全凝縮され作動流体タンクへと戻る．

3. 実験結果および実験結果および考察および考察本研究ではアンモニア/水二成分混合媒体を作

3・・1 可視化実験

動流体として用い，低温度差発電用のプレート式

図 4 に純アンモニアの質量流束が G=10kg/m2s および G=25kg/m2s における各凝縮器の凝縮伝熱特性を明らかにすることを目的

乾き度 xin での可視化写真を示す．本実験ではテストコンデンサーの上，中および下での可視化を行

Table 1. Experimental condition
熱流束: qm
質量流束: G
飽和圧力: P
乾き度: xin
組成: y[ kW/m2 ][ kg/m2s ][ MPa ][-][-]っているが，紙面の都合のより下部での可視化に
3，57.5 ～ 25
0.7 ～ 0.9
1.0 ～ 0.4
1，0.95，0.90，0.85

ついてのみ示す．図 4 から質量流束および乾き度による流動形態の違いが確認できる．G=10kg/m2sの xin=1.0 では薄い膜状で乾き度が小さくなるにつれて小さい波が発生し，xin =0.4 では波の数が多く
36000

6000
5000

4000

hm [W/m2K]

hm [W/m2K]

5000

3000
2000

2

G=7.5kg/m2 s
G=10kg/m s2
G=15kg/m 2s
G=25kg/m s

P=0.8MPa1000

qm=3kW/m201

0.8

0.6

0.4

0.2

3000
2000

P=0.8MPa1000

q=3kW/m 2
q=5kW/m 22

G=10kg/m2s

010xm [-]

Fig. 6

4000

0.8

0.6

0.4

0.20xm [-]Comparison of heat transfer coefficienton quality at different mass flux
( P=0.8MPa, qm=3kW/m2 )Fig. 7Comparison of heat transfer

coefficient on quality at different heat flux
( y=1.0, P=0.9MPa, G=10kg/m2 s )やや大きい波に発達している．G=25kg/m2s では60002G=10kg/m s と比べ高乾き度でも大きい波が発生

5000
hm [W/m K]

し、低乾き度の方に行くにつれて、さらに、激し4000

2い流れになっている．
図 5 にアンモニア/水混合流体の質量流束がG=10kg/m2s および G=25kg/m2s のテストコンデン
サ下部での可視化写真を示す．純アンモニアと比

3000
2000

G=10kg/m2s

1000

べその流動形態が異なっている．G=10kg/m2s では

qm=3kW/m01

薄い膜状であるものの液膜の上を液の筋が滑るよ

P=0.7MPa
P=0.8MPa
P=0.9MPa

20.8

0.6

0.4

0.20xm [-]うに流れている．一方，G=25kg/m2s では
Fig. 8G=10kg/m2s その流動形態が異なり，xin =0.4 では純

Comparison of heat transfer coefficienton quality at different saturated pressure

アンモニアの流動形態と似ている．

(y=1.0, qm=3kW/m2, G=10kg/m2 s )3・・2 純アンモニア
図 6 に同一の熱流束 qmと飽和圧力 P での質量流束 G を変化させた場合、ている．さらに，熱流束 qm=5kW/m2 が qm=3kW/m2

乾き度 xin による熱伝達係数の変化を各質量流束により熱伝達係数が高くなっている．これはついて示している．全ての質量流束に対し，乾きqm=5kW/m2 の熱交換量が大きく，熱伝達係数が高度が小さくなるにつれて熱伝達係数が減少していくなったと考えられる．

る．これは液膜の厚さが厚くなり，熱抵抗が大き

図 8 に同一の質量流束と熱流束において飽和圧くなったことが考えられる。円管やプレート式凝力を変化させた場合の乾き度に対する熱伝達係数

縮器を用いた他の凝縮研究では質量流束が増加すを示している．飽和圧力が増加するにつれて熱伝るにつれて熱伝達係数は増加すると報告されてい達係数が減少している．これは飽和圧力の増加にるが，本実験では質量流束が増加するにつれて熱伴い蒸気の密度が上昇し，蒸気の体積が減少する．

伝達係数が減少している．これは本実験に用いた

そのため蒸気の流速が小さくなり，蒸気から液へ鉛直平滑平板と実験条件範囲では質量流束の増加の熱量の移動が減少され，熱伝達係数が減少されによる伝熱促進効果はなく，質量流束の増加によたと考えられる．

る凝縮液膜が厚くなり熱伝達が低くなったと考え

図 9 に Nu の実験値と計算値の比較を示す．本られる．なお，紙面の都合上省略するが, レイノ

実験で得られた全ての実験結果を Yan(3)の相関式

ルズ数に対し xin=1.0～0.8 領域では影響が少なくを参考にして，xin=1.0～0.8 の領域と xin=0.8～0.4

xin=0.8～0.4 領域では大きかった．の領域を分けて整理し，それぞれの式を導出した．

図 7 に同一の質量流束と飽和圧力での熱流束を紙面の都合上図 8 にレイノルズ数の影響が大きい変化させたとき，乾き度による熱伝達係数の変化

xin=0.8～0.4 領域のみ示す。

を示している．全ての熱流束に対し乾き度が小さくなるにつれて熱伝達係数が減少する傾向を示し
4100
2+20%

Nuexp

60-15%

40

G=10kg/m2s

q=3kW/m 2
q=5kW/m 2

4000hm [W/m2K]

80

5000

G=7.5～25 kg/m s
q=3～5 kW/m 2
P=0.7～0.9 MPa

P=0.9MPa

3000
2000
1000

20011−0.27
Nu = 2.72 × 10 2 Re eq
Prl 30.80.60.40.20xm [-]0020406080100Fig. 11

Comparison of heat transfer coefficient

NucalFig. 9

on quality at different heat flux

Comparison of experimental Nusselt( y=0.95, P=0.8MPa, qm=3kW/m2 )number on calculation Nusselt number
10 8

y=0.95y=0.95y=0.95
G=10～25 2kg/m 2s
q=3 kW/m
P=0.8 MPa

5000
2
G=7.5kg/m2 s
G=10kg/m 2s
G=15kg/m 2s
G=20kg/m 2s

10 7

G=25kg/m s

3000

10 6

qm=3kW/m2
2000

Shexp2hm [W/m K]

4000

P=0.8MPa

10 51000

10 401

0.8

0.6

0.4

0.2xm [-]

Fig. 101  Wr − 1 
Sh = 1.40 Re V0.8 Sc 3  Wr 

010 310 3Comparison of heat transfer coefficient

104105
10 6Shcal

on quality at different mass flux
Fig. 12( y=0.95, P=0.8MPa, qm=3kW/m2 )

0.81

107

10 8

Comparison of experimental Sherwood

number on calculation Sherwood number
3・・3 アンモニア/水アンモニア 水図 11 に同一の質量流束と飽和圧力の熱流束が図 10 に同一の組成，質量流束および飽和圧力での質量流束を変化させた場合の乾き度に対する熱qm=3kW/m2，qｍ=5kW/m2 の場合について乾き度に伝達係数の変化を示す．全ての質量流束においてよる熱伝達係数の変化を示す．熱流束が qｍ＝乾き度が減少するにつれて熱伝達係数が増加し，5kW/m2 の熱伝達係数が高い．乾き度が 0.9 の場合質量流束が増加するにつれて熱伝達係数が増加しほとんど同じ熱伝達係数の値を示しているが，低ている．これは純アンモニアと傾向が異なる結果乾き度になるに従ってその差が大きくなり乾き度である．高乾き度や低質量流束では熱伝達を低下が 0.5 の付近では約 50%大きくなっている．

させる濃度境界層が厚くなり，低乾き度や高質量

図 12 に本実験で得られた実験結果をフロンに流束では濃度境界層が薄くなるためと考えられる．

対する谷(4)の実験式を参考にし，最小二乗法で整特に質量流束 G=20kg/m2s の乾き度 0.5 付近では熱理し Sh 数を式 4 と予測できることが確認された。

伝達係数が急激に増加し，質量流束 G=25kg/m2s

Sh = 1.40 Re0.8V

では熱伝達係数は他の質量流束と比べ高くなっている．これは流れの観察により液相が増加するためテストコンデンサー内の流れの変化をもたらし

Wr =気相の濃度境界層が形成しにくくなったためと考えられる．
5

 Wr − 1 Sc  Wr 

( yVi − yL )( yVW − yL )130.81(4)(5)

4. 結論鉛直平滑平板上での凝縮熱伝達の伝熱特性を明らかにすることを目的として，純アンモニアおよびアンモニア/水混合流体を作動流体として実験を行い以下の結論を得た．
(1)純アンモニアでの凝縮熱伝達係数は乾き度と熱流束の増加に伴い増加し，質量流束と飽和圧力の増加に伴い減少する傾向が得られた．
(2)アンモニア/水混合流体での凝縮熱伝達係数は乾き度の増加に伴い減少し，質量流束の増加に伴い増加する傾向が得られた．
参考文献(1)上原，他 1 名，機論，B 編，60 巻，577 号，(1994)
pp.3109-3116(2)五島，他 4 名，機論，B 編，61 巻，581 号，(1995)
pp.231-238(3)Yan，Y. Y.et al.，International Journal of Heat andMass Transfer 42，(1999).pp993-1006(4)谷，佐賀大学修士論文，（1999）

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