Thermal Science & Engineering Vol.15 No.3 (2007)

熱交換器伝熱面に塗布した有機系収着剤の収着特性
稲葉 英男†

小松 富士夫‡

堀部 明彦‡

春木 直人‡

町田 明登§

Sorption Characteristics of Sorption Material Coated on
Heat Transfer surface of a Heat Exchanger
Hideo INABA†, Fujio KOMATSU‡, Akihiko HORIBE‡,
Naoto HARUKI‡ and Akito MACHIDA§

Abstract
This paper describes sorption characteristics of organic sorbent coated on heat transfer surface of a plate-fin-tube
heat exchanger. The organic sorbent is a bridged complex of soldium polyacrylate. This bridged complex containing thecarboxyl group as water vapor adsorption site has a larger adsorption abilities as compared with silica gel. The
experiments in which the moist air was passed into the heat exchanger coated with sorption material were conductedunder various conditions of air flow rate and the temperature of brine that was the heat transfer fluid to cool the air flowin the dehumidifying process. It is found that the sorption rate of vapor is affected by the air flow rate and the brine
temperature. Meanwhile, the attempt of clarifying the sorption mechanism is also conducted. Finally the average masstransfer coefficient of the organic sorbent was non-dimensionalized as a function of Reynolds number andnon-dimensional temperature. In addition, it was observed that the factor which affects the sorption rate in the water
vapor sorption process of the organic sorbent coated on the heat exchanger shifts from the “adsorption step” to the“sorption step”.
Key Words: Sorption, Organic sorbent, Dehumidifier, Heat exchanger, Air cycle refrigerator, Masstransfer, Moist air
記 号
D
:
Daw
:
Dec
:
dm
:
Ks
:
Ks*
:
L
:
m0
:
mw
:
∆mw
:
Re
:
Sa
:
Sc
:
Sh*
:
T
:
T*
:

管径
空気中水蒸気分子拡散係数
空気流路断面等価円直径
平均粒径
総括物質伝達係数
平均総括物質伝達係数
管長
収着剤乾燥重量
絶乾時からの収着水蒸気量
初期条件からの収着水蒸気量
レイノルズ数
収着剤塗布量シュミット数
修正シャーウッド数
温度
無次元温度

[m]
[m2/s][m][μm][kg/m2s][kg/m2s]
[m]
[kg]
[kg]
[kg]
[-]
[kg/m2]
[-]
[-]
[℃]
[-]

t
tsorp
u
ν
ρw
添字
a
b
dp
e
en
eq
in
ini
out

:
:
:
:
:
:

時間
収着完了時間
流速
相対湿度
動粘性係数
空気中水蒸気密度

:
:
:
:
:
:
:
:
:

空気側
冷却媒体（ブライン）側
露点
収着完了時
周囲
平衡時
入口
初期状態
出口

[s]
[s]
[m/s]
[%RH]
[m2/s][kg/m3]

受付日: 2007 年 3 月 13 日, 担当エディター: 瀧本 昭
岡山大学 （〒700-8530 岡山市津島中 1-1-1）‡
岡山大学大学院自然科学研究科 （〒700-8530 岡山市津島中 3-1-1）§
株式会社前川製作所 技術研究所（〒302-0118 茨城県守谷市立沢 2000）†

1 -- -141

C 2007 The Heat Transfer Society of Japan○

Thermal Science & Engineering Vol.15 No.3 (2007)

１

緒

言

体に着目し，この収着剤を除湿器の金属伝熱面へ塗布することで，収脱着反応を促進させ，よりコンパ

近年，オゾン層破壊や地球温暖化等の環境問題が，クトな除湿器の開発を目的とするものである．すな

多くのメディアで取り上げられるようになり，冷凍

わち，常温から極低温までの金属伝熱面へ直接収着

業界においても自然冷媒への移行が急速に進んでい剤を塗布した場合の熱・物質伝達特性を実験的に解る．しかしながら，超低温冷凍庫等で利用される蒸

明することである．本報告では，極低温下における気圧 縮式 二元 冷凍 シス テ ムで は， フロ ン冷 媒の収着現象を解明する第 1 ステップとして，熱交換器

HCFC22/HFC23 に代わる代替冷媒として，自然冷媒の伝熱フィン表面に塗布した収着剤の平衡収着特性，

である NH3/CO2 の組合せが提案されている[1]が，および非定常収着特性に影響を与える因子（空気流-50 ℃程度の低温状態では利用できず，未だ有効な

速および熱交換器伝熱面温度）について実験的に検代替冷媒が見つかっていない．このような背景を鑑討し，
収着メカニズムを解明することを目的とする．

み，著者らは空気という究極な自然冷媒を用いた冷凍システムに，有機系収着剤による水分管理を付加

２

収着剤の特徴した除湿型空気冷凍システムを提案している[2]．
有機系収着剤は，シリカゲルのような無機系吸着

収着剤は，カルボン酸基の，金属原子の周りに水

剤よりも水蒸気収着量（または吸着量）が大きく，蒸気が強く結合（物理吸着）し，この結合水（水蒸加工性，収脱着操作の繰り返しに伴う耐劣化性にも気）の周囲に水蒸気が集まることによって，架橋点優れるため，高分子材料である収着剤へ水蒸気を収を支点として，架橋体により構成される網目構造の着させる新たなヒートサイクルが出現しており[3]，本鎖が膨らみ，それによってできた隙間に水蒸気が収着剤粒子や，様々な形状に加工した収着剤の物質

毛細管力によって取り込まれ，大量の水蒸気を収着伝達特性についての報告もされている．著者らはデすることが可能となる．その際に収着剤は，水の凝シカントロータを想定し，パルプシートに収着剤を

縮潜熱程度の収着熱を発生させる．このように高分塗布したハニカム状エレメントに湿り空気を強制流

子固体界面へ水蒸気が拘束される現象は，通常の吸動させた収着特性に関する研究や，粉末状の有機系

着（Adsorption）現象とは呼ばず，収着（Sorption）

収着剤を湿り空気で流動化させた収着特性に関する現象と呼んでいる[9]．

研究を行っており，両者とも物質伝達特性に関する

図 1 には，周囲温度 Ten= 30 ℃における相対湿度

無次元整理式を導出し報告している[4,5]．中野らは，

en と平均粒子径 dm の関係を示す．なお，図中の写

アクリル酸系の高分子ゲル，A 型シリカゲルおよび真は，収着剤粒子外観の電子顕微鏡写真である．図無機ポリマーの充填層における真空下の吸湿速度に

1 より，相対湿度 en の増加とともに平均粒子径 dm

関する実験的検討を行っており，平衡吸湿量と吸湿が大きくなっており，収着によって収着剤が膨潤し量の差を駆動力とした総括物質伝達係数が吸湿剤のていることがわかる．この膨潤現象のメカニズムは温度に依存すること，吸湿速度は，A 型シリカゲル，

図 2 で示す過程で進行するものと推定される[4]．収

無機ポリマー，アクリル酸系高分子ゲルの順に遅く

着剤が水蒸気を収着すると，収着熱の発生により収なることを報告している[6]．シリカゲルに代表され着剤内部温度が上昇し，それに伴い内部圧力が高くる無機系吸着剤に関しても，ハニカム状エレメントなる．その圧力によって，前述した架橋体により構や充填層における水蒸気物質伝達特性に関する研究成された網目構造の本鎖が膨らみ，膨潤現象が引きが行われている[7,8]．

起こされているものと考えられている．

このように，有機系収着剤および無機系吸着剤と

図 3[5]には，A 型シリカゲル，平均粒子径 dm= 100

もに，
充填層やデシカントロータを想定した基材（パμm の粒状収着剤，そして，本実験で使用したフィ

ルプシート等）へ塗布した収着剤（または吸着剤）

ン部と同材質のアルミ板に収着剤を塗布した試験片の物質伝達特性に関する研究は行われているが，熱の収着等温線図を示す．なお，収着剤を塗布した試交換器の伝熱フィン部のような金属伝熱面に直接塗験片に関しては，低温下における平衡収着特性を把布した収着剤（または吸着剤）に関する物質伝達特握するために，周囲温度 Ten = 30 ℃の他に Ten =性の研究は行われていない現状にある。本研究は，-8 ℃および Ten = -15 ℃における収着等温線も示し

水蒸気収着物質としてポリアクリル酸系高分子架橋ている．ここで縦軸は，収着または吸着した水蒸気

2 -- -142

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量 mw を収着剤もしくは吸着剤の乾燥重量 m0 で除し1た無次元収着割合 mw/m0 を示している．図 3 より，Ten = 30 ℃における無次元収着割合 mw/m0 は，全てSorbent(Powder, Ten=30℃)
Sorbent(Coated metal, Ten=30℃)
Sorbent(Coated metal, Ten=-8℃)
Sorbent(Coated metal, Ten=-15℃)
Silica gel(A type, Ten=30℃)

0.8

mw/m0 [kg/kg]の相対湿度領域において，シリカゲルよりも収着剤のほうが大きいことがわかる．これは前述したように，収着剤特有の膨潤現象により多くの水蒸気を収着できるからである。特に相対湿度 80 %RH 以上に

0.6
0.4

おいては，A 型シリカゲルの 2 倍以上の水蒸気を収0.2

着することが可能であることを示している．しかしながら，周囲温度を Ten = -8 ℃以下に低下させると，

0

無次元収着割合は低下する傾向を示している．これ

0

20

40

60

は，収着剤が高分子材料であることが原因であると

φ[%RH]

思われる．つまり，収着の進行とともに収着剤内部

Fig. 3 Sorption isotherm.

80

100

の圧力が高くなっても，収着時の温度が低くなるほど，膨潤現象に大きく関わる架橋体で構成された網３

実験装置および方法

目構造の本鎖が硬くなるため，膨潤の度合いが小さ
くなり，毛細管力による水蒸気の取り込み量が少な

図 4 は実験装置の概略を示したものである．オイ

くなることに起因しているものと思われる．このよ

ルフリー型空気圧縮機①から吐出された圧縮空気は，うに，有機系高分子である収着剤は，温度依存性を空気冷却部②で 0 ℃露点付近まで冷却除湿され，空持つ材料であることがわかる．

気清浄部③に送られる．除湿清浄された空気は湿また，本研究ではゲル状収着剤を金属フィン表面度・温度制御部で試験部へ供給する空気の温度およに塗布しているが，Ten = 30 ℃における等温収着線

び湿度に制御される．湿度制御部では，一旦膜式除図は粒状収着剤とほとんど変わらないことがわかる．

湿器④にて -30 ℃露点程度まで乾燥させた後，気泡

シリカゲルなどの無機系吸着剤では，バインダによ塔加湿器⑤に通すことで一定の湿度を供給することって吸着剤を充填固着させるとバインダが吸着剤のができる．気泡塔加湿器は，温水の満たされたステ

細孔を塞ぐために，平衡吸着量が低下することが報

ンレス製円筒容器の下方より分散板を介して空気を告されている[10]．このような観点からも，収着剤流入させ，空気が温水中を上昇する間に加湿されるはシリカゲルを代表とする無機系吸着剤に変わる新仕組みとなっており，この温水を内部に設置されてしい材料として注目されている．

いる電気ヒータで加熱することにより，任意の温度の飽和湿り空気を得られる構造となっている．電気
ヒータの出力は，試験部入口に設置した静電容量式

1000

dm [μm]800

湿度センサー（RH）の値で PID 制御し調整するこ

Ten=30℃とができる．温度制御部⑥は，50 mm の断熱材で覆600

われたステンレス配管（長さ 1 m×内径 50 mm），電400

気ヒータおよびブライン冷却配管から構成されている．電気ヒータは円管内に設置しており，湿り空気

500μm

200

Particle of organic sorbent

0
0

20

40

60

80

100

φen [%RH]

を直接加熱する仕組みとなっている上，試験部入口に設置した直径 0.1 mm の K 型熱電対（TC）の起電

Fig. 1 Relationship between

and dm.

力をもとに PID 制御により電気ヒータ出力を調整することができる．またブライン冷却配管は，ステンレス配管の外側に渦巻き状に設置され，-5 ℃のブラインが常に供給されている．これら一連の制御操作

Macromolecule chain

Bridge point

を経て所定の温度，湿度に調整された空気は，流量

Water molecule

調整弁にて流量を設定後，面積式流量計⑦を介してFig. 2 Sorption mechanism.

試験部⑧へと導かれる．
3 -- -143

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図 5 に試験部である収着剤を塗布したフィンチュ

g/kg' 以下であることを確認後，5 分以上経過した時ーブ熱交換器の概略図を示す．熱交換器の大きさは点で収着平衡に到達したとし，その時点で終了とし

横幅 203 mm×奥行き 88 mm×高さ 81 mm であり，た．試験部への空気温度および湿度は，データ収録

フィンは，厚さ約 0.3 mm のアルミニウム製で，3 mmシステムにて 4 秒間隔で測定を行った．

間隔で 26 枚，
手前から奥行き方向へ設置されている．
2

初期条件から収着実験条件までの収着量∆mw は，このフィン部に収着剤が約 8.2 g/m 塗布されており，

測定時間毎の出入口絶対湿度差と湿潤空気の質量流

塗膜の厚みは約 10 μm である．熱交換器周囲は，湿量の積を積算して求めた．その収着量の熱交換器伝り空気が通過する出入口部を除いた全ての周囲を厚熱面に塗布した収着剤の乾燥重量あたりの割合を無さ 50 mm の発泡系断熱材で覆われ，その外側を厚さ

次元収着割合∆mw/m0 とした．

5 mm のアクリル板ににて密閉されている．また，
温度，湿度および流量を調節した湿り空気が通過する流路断面は 88 mm×81 mm である．

TC RH

試験部出入口における空気温度は直径 1 mm の K型熱電対にて，空気流量は面積式流量計で測定を行った．空気流速 ua は得られた体積流量を流路断面積

TC

RH

PID

PID

⑨

H

で除して求めた．試験部出入口絶対湿度は，1 秒毎

⑤

⑥

⑧

に計測が可能な静電容量式湿度センサーと，その校⑦正用として測定精度の高い鏡面冷却式露点計を併用

Hし測定した露点温度から算出して求めた．
その結果，絶対湿度の測定誤差は±0.1 g/kg'と，高精度でかつリ④③

アルタイムな測定が可能となった．また，伝熱管内にはブラインを供給することが可能となっており，
その体積流量は，実験終了後メスシリンダで時間当たりの貯留量から求め，それを伝熱管内断面積で除してブライン管内流速 ub とし，ブライン出入口温度
は K 型熱電対で測定を行った．測定誤差は，K 型熱電 対 で ± 0.1 ℃ ， 面 積 式 流 量 計 で フ ル ス ケ ー ル（45m3/H）の±5 %である．

C

①

②

①Compressor ②After cooler ③Filter ④Drier⑤Humidifier ⑥Heater and cooling section⑦Cooling apparatus ⑧Flow meter ⑨Test section
TC Thermocouple RH Humidity sensor
H Heater with PID controller
Temperature and humidity control section

実験は以下の手順によって行った．まず試験部の前処理（脱着）を行うために，所定の温度，湿度，

Fig. 4 Schematic diagram of experiments apparatus.

流量（低湿度条件）に調整した空気を試験部に供給
し，前処理（脱着）を開始する．出入口温度差および絶対湿度差が±0.1 g/kg' 以下であることを確認後，
Fin

5 分以上経過した時点で脱着平衡に到達したとし，

Organic sorbent

バルブ操作により供給空気をバイパスするとともに，

Fin

試験部を密閉する．
その後，迅速に供給空気の温度，
湿度，流量を実験条件（高湿度条件）に調整し，供給空気の各条件が安定していることを確認後，試験部へ調整空気を，伝熱管にはブラインを供給し，収着実験を開始する．なお，この切り替えに掛かる時

Air in

Tain

Taout

ain

Air out

aoutua

間は概ね 10 分前後であったが，この切替時間の影響もあり，実験結果は，図 3 に示した等収着量線図で読み取れる理論収着割合よりも若干低い値（93％TbinBrine in~97％）となっている．
実験は，出入口温度差および絶対湿度差が±0.1
4 -- -144

Tbin
ub
Brine out

Fig. 5 Detail of test section.
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Thermal Science & Engineering Vol.15 No.3 (2007)４∆mw/m0 の経時変化を示したものである．冷却媒体で実験結果と考察あるブラインを供給し伝熱管を冷却すると，実験開
4.1

熱交換器に塗布した収着剤の収着特性

始直後に発生する収着熱は速やかに除去されるため，

図 6 は，空気温度 Taini= 20 ℃および相対湿度 aini=

出口空気温度 Taout の上昇は約 21.5 ℃と冷却を行わ

2 %RH で前処理（脱着）を行い，伝熱管にはブライない場合と比較して小さい値を示し，ブライン出口

ンを供給せずに，空気温度 Taini= 20 ℃，および相対温度 Tbout も急激に上昇していることが確認できる．

湿度 aini= 58 %RH の湿り空気を流速 ua= 0.7 m/s で試

さらに，この冷却効果により出口空気相対湿度 aout

験部に供給した場合における，出入口空気温度 Tain，および出口空気温度 Taout が，ブラインを供給しない

Taout ，相対湿度 ain ， aout ，および無次元収着割合

場合よりも短い時間でそれぞれの入口側に漸近して∆mw/m0 の経時変化を示したものである．出口空気相

いる上，表 1 に示したように収着完了時間 tsorp も短

対湿度 aout は，実験開始 t = 300 秒後まで急激に上昇

くなっており，熱交換器を冷却することにより収着し，その後，緩やかにその上昇割合が減少して実験反応が促進されていることがわかる．ここで，収着開始 t = 1200 秒後には入口相対湿度に漸近する．無完了時間 tsorp は収着完了時無次元収着割合(∆mw/m0)e

次元収着割合∆mw/m0 は，出口空気相対湿度 aout の経の 90 ％に到達した時間と定義した．なお、このと時変化に対応するように，実験初期に大きく増加しきの収着完了時無次元収着割合(∆mw/m0)e は，両者とた後，時間の経過とともにその増加割合を減少させ，も 0.26 であった．

平衡に到達する．この無次元収着割合∆mw/m0 の変化

2826

換器に塗布された収着剤と供給される湿り空気とのTa [℃]

水蒸気濃度差が起動力となるため，水蒸気濃度差が最大となる実験開始直後に収着反応が急速に進行する．その後，収着反応の進行とともに水蒸気収着量

Taout

Taini=20℃，φaini=2%RH
Tain=20℃，φain=58%RH
ua=0.7m/s, ub=0.0m/s

24
22

80

0.3

60

0.2

40

0.1

20

0
1500

0

⊿ mw/m0

φaout

18

0

500

1000
t [s]

なり，水蒸気移動量（収着量）が減少し，最終的に開始直後に約 24 ℃と大きく上昇した後，緩やかに

0.4

Tain

で，供給される湿り空気との水蒸気濃度差が小さく
は収着完了状態に至る．出口空気温度 Taout は，実験

100

φain

20

が増大し，収着剤内部の水蒸気濃度が上昇すること

0.5⊿ mw/m0 [-]挙動は，次のように説明できる．収着現象は，熱交

φ[%RH]

実験開始 t = 1200 秒後にはほぼ一定値となり，収着

Fig. 6 Time histories of measured Tain, Taout,∆mw/m0 without cooling (ua=0.7 m/s).

ain,

aout,

減少し，収着平衡となる t = 1200 秒後には入口空気28へ塗布した収着剤への無次元収着割合∆mw/m0 の経

26
Ta Tb [℃]

時変化と密接に関連しており，水蒸気収着量の大きい実験開始初期においては，大きな収着熱が発生するため，
出口空気温度 Taout の上昇割合も大きくなる．

22

Taout

⊿ mw/m0

100

0.4

80

0.3

60

0.2

40

0.1

20

0
1500

0

Tain

18

着平衡となる収着完了時においては収着熱の発生が

図 7 は，図 6 と同等な前処理条件および実験条件

24

20

し，出口空気温度 Taout の上昇割合も小さくなり，収にほぼ一致することになる．

φaout φain

0.5

Tbout

水蒸気収着量の減少に伴い収着による発熱量が減少

なくなるため，出口空気温度 Taout は入口空気温度 Tain

Taini=20℃， φaini=2%RH
Tain=20℃， φain=58%RH
Tbin=20℃， ua=0.7m/s ， ub=0.5m/s⊿ mw/m0 [-]挙動は，前述した出口空気相対湿度 aout や熱交換器

φ[%RH]

温度 Tain にほぼ一致する．この出口空気温度 Taout の

0

500

1000
t [s]

Fig. 7 Time histories of measured Tain, Taout, Tbout,aout, ∆mw/m0 with cooling (ua=0.7 m/s).

ain,

でかつ，冷却媒体であるブラインを空気温度と同一の Tbin= 20 ℃，ub= 0.5 m/s で伝熱管に供給した場合における，出入口空気温度 Tain，Taout，相対湿度 ain，
aout，ブライン出口温度 Tbout および無次元収着割合

5 -- -145

Table 1 Sorption time results for cooling.
Without cooling
Cooling
tsorp [s]528216
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4.2(∆mw/m0)e および収着完了時間 tsorp を示す．

空気流速の収着特性に及ぼす影響

図 8 は，
図 7 の前処理条件および実験条件の中で，図 9 より，供給する湿り空気温度 Tain よりも低い

湿潤空気の流速を ua= 1.0 m/s に変化させた場合におブラインを伝熱管に供給すると，試験部の収着剤温ける，出入口空気温度 Tain，Taout，相対湿度 ain， aout，

度が供給湿り空気温度 Tain より低下し，収着時におブ ラ イ ン 出 口 温 度 Tbout お よ び 無 次 元 収 着 割 合

ける相対湿度が上昇するため，単位時間当たりに収∆mw/m0 の経時変化を示したものである．また表 2 に着する水蒸気量が増加する．そのため一瞬ではあるは，収着完了時間 tsorp を，空気流速 ua= 0.5 m/s の結が，急激に出口空気温度 Taout およびブライン出口温果と併せて示す．

度 Tbout が上昇する．その後，ブラインによる冷却効

図 8 と図 7 比較すると，空気流速 ua の増加によっ

果により出口空気温度 Taout は急激に低下し，入口空て，出口空気温度 Taout および相対湿度 aout が入口側

気温度 Tain よりも低い Taout= 16.5 ℃を示し，収着平のそれに漸近するまでの時間が短縮され，それに伴衡に達する．出口相対湿度 aout は，前述した実験結い，表 2 に示したように，収着完了時無次元収着割

果と同様に実験開始直後に急激に上昇し，収着完了

合(∆mw/m0)e が同等であるにもかかわらず，収着完了

時には入口空気相対湿度 ain よりも高い約 73 %RH

時間 tsorp は空気流速 ua が大きいほど短くなっているで平衡に達する．これは，前述したようにブラインことがわかる．これは，湿り空気流速の増加によっによる冷却によって試験部内での供給湿り空気温度て，供給湿り空気と収着剤との濃度境界層が薄くなが低下し，収着時における相対湿度が上昇するためること，供給される湿り空気の単位時間当たりの水である．従って，供給湿り空気相対湿度 ain= 58 %RH

蒸気量が増加することにより生じていると思われる．

であるが，収着反応時における相対湿度は約73 %RH と増加したために，収着完了時無次元収着

0.4

80

0.3

22

⊿ mw/m0

Taout
Tbout

20

0.2

60
40

0.1

20

0
1500

0

割合(∆mw/m0)e も 20 ℃のブラインで冷却した場合と比較して、約 1.5 倍に増加している．また表 3 に示
すように，ブライン入口温度 Tbin が低いほど収着完了時出口相対湿度( aout)e が大きく， 実験開始時の試験部における相対湿度 aini との差が大きくなるため，収着完了時無次元収着割合(∆mw/m0)e も増加している．それに伴い，収着完了時間 tsorp も増加する．

Tain

18

0

500

1000
t [s]

ain,

24 φ
aout
Ta Tb [℃]Fig. 8 Time histories of measured Tain, Taout, Tbout,aout, ∆mw/m0 with cooling(ua=1.0 m/s).
Table 2 Influence of ua on sorption time.
ua [m/s]
0.5
0.7
1.0
tsorp [s]
408
216
192
(∆mw/m0)e [-]
0.26
0.26
0.26

⊿ mw/m0

22

φain

Tain

Taout

18

Tbin

図 9 は，
図 7 の前処理条件および実験条件の中で，

100

0.4

80

0.3

16

ブライン冷却温度の収着特性に及ぼす影響

0.5

20

14

4.3

Taini=20℃, φaini=2%RH
Tain=20℃, φain=58%RH
Tbin=16℃, ua=0.7m/s, ub=0.5m/s

26

0

500

Tbout

t [s]

1000

0.2

60
40

0.1

20

0
1500

0

φ[%RH]

100⊿ mw/m0 [-]

24

0.5

φ[%RH]

φaout φain

Ta Tb [℃]26

Taini=20℃， φaini=2%RH
Tain=20℃， φain=58%RH
Tbin=20℃， ua=1.0m/s ， ub=0.5m/s⊿ mw/m0 [-]28

Fig. 9 Time histories of measured Tain, Taout, Tbout,aout, ∆mw/m0 with cooling (Tbin=16℃).

ain,

冷却媒体であるブラインの温度を Tbin= 16 ℃に変化させた場合における，出入口空気温度 Tain，Taout，相対湿度 ain， aout，ブライン出入口温度 Tbin，Tbout，おTable 3

Influence of θbin on ( out)e, (∆mw/m0)e and tsoup.
[oC]

14

16

18

20

( aout )e [%RH]

81.8

73.2

66.5

58.0

パラメータとした実験結果について，収着完了時出(∆mw/m0)e

[-]

0.49

0.41

0.32

0.26

口空気相対湿度( aout)e，収着完了時無次元収着割合

tsorp

[s]

712

508

364

216

よび無次元収着割合∆mw/m0 の経時変化を示したものである．また表 3 には，ブライン入口温度 Tbin を

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θbin

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4.4

熱交換器に塗布した収着剤の収着時物質伝達

着完了時無次元収着割合の 90%と定義した．また，特性式(1)で算出した総括物質伝達係数 Ks は，収着剤を

図 1 および図 2 で述べたように，収着剤の水蒸気

塗布した熱交換器部全体を対象としたものである．

収着過程は，シリカゲル等の無機系吸着剤の吸着メ

図 11 には，図 6 の結果より式(1)で算出した収着

カニズムに収着剤特有の膨潤＋毛管凝縮が加わった

時の総括物質伝達係数 Ks の経時変化を示す．またものと考えている．本研究では，この過程の水蒸気比較のために，温度および湿度条件を同等とし，空収着メカニズムを物質伝達の観点からどのように進気流速 ua を 0.5 m/s，0.9 m/s に変化させて行った実行しているか検討し，図 10 に示すような過程で進行

験における収着時総括物質伝達係数 Ks の経時変化しているものと推定した．

も示している．図 11 より，空気流速 ua が変化して収着剤が水蒸気を取り込む初期段階においては，も，熱交換器の金属フィン表面に塗布した収着剤の無機系吸着剤と同様な吸着メカニズムで水蒸気を取総括物質伝達係数 Ks は，実験開始直後にほとんどり込むため，図 10 に示すような記号 A（収着剤層表

変化のない領域が存在し，その後緩やかに減少，そ面における流体境膜での水蒸気物質移動），記号 B

して再び変化がほとんどない領域を示す過程を経る（収着剤層内の細孔での水蒸気拡散），記号 C（収着ことがわかる．代表的な無機系吸着剤であるシリカ

剤層表面への吸着）の過程がシリーズに進行していゲルの水蒸気吸着過程では，前述した田中らが，シく．その後，吸着サイトが飽和に達するにつれ，記

リカゲルエレメントの総括物質移動係数を実験によ号 D（収着剤が膨潤するとともにその隙間への水蒸り求め，水蒸気濃度差と吸着速度の関係は一次近似

気拡散と毛管凝縮）の過程が進行するものと考えてされるとしている[7]．言い換えれば，傾きにあたるいる．

総括物質伝達係数 Ks は，記号 A~C の過程において一定値を示し，総括物質伝達係数 Ks が大きく変化する本研究に用いた収着剤とは水蒸気を取り込む過Concentration
Boundary layer

程が異なっている．

Organic sorbent layer

前述したように，式(1)で算出した総括物質伝達係

Fin

数 Ks は，収着剤が塗布されている熱交換器全体を

Water
molecule

対象としたものである．そのため，図 11 において，“Z” section

A

実験開始直後の一定領域およびその後緩やかに減少する領域では，収着現象の進行が空気流れ方向によって大きく異なり，収着水分量の分布が形成されているため，記号 A~D までの過程が混在している．しSorbent

Pore

D

かしながら，総括物質伝達係数 Ks が緩やかに減少

Expand後再び一定値を示す領域では，その後収着終了まで一定値を示すことからも，収着水分量の分布は残っBCているものの，
図 10 に示したメカニズムがシリーズに進行することから考えれば，熱交換器に塗布され(Enlarged “Z” section)ている収着剤全体が記号 D の過程にあるといえる．

Fig. 10 Sorption mechanism.

また，空気流速 ua が大きいほどその領域に到達するまでの時間が短くなっている．これは，空気流速 ua

次に，熱交換器に塗布した収着剤の収着時物質伝の増加に伴い，単位時間当たりに試験部へ供給され達特性を考察するために，従来から提案[11]されてる水蒸気量が増加するため，収着剤が記号 D のみのいる吸着速度を総括的に取り扱う方法により式(1)を定義し，総括物質伝達係数 Ks を導出した．
dmw / m0
dt

1
Ks
Sa

mw / m0 eq

mw / m0

過程で水蒸気が収着されるまでの時間が短くなるか
らである．さらに，空気流速 ua が増加するほど供給
湿り空気と収着剤との濃度境界層が薄くなることが(1)

記号 A の過程を促進させる要因となり，結果として熱交換器に塗布されている収着剤全体が記号 D の過

ここで，平衡時無次元収着割合(∆mw/m0)eq は，収程に移行するまでの時間が短くなるものと思われる．

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Taini=20℃，φaini=2%RH
Tain=20℃，φain=58%RH
ua=0.7m/s, ub=0.0m/s[ 10 ] 4-4Re

ua=0.9m/s
ua=0.7m/s
ua=0.5m/s(4)次に，収着剤を塗布した熱交換器を冷却するブラ
イン入口温度 Tbin の無次元量として，供給空気の露

3

点温度 Tdp を基準とした無次元温度 T*を式(5)に定義

2

Ks [kg/m s]

u ac Dec

した．この無次元温度 T*は，供給空気の露点温度を2基準としたブライン冷却温度と空気供給温度の比を1表した冷却温度比であり，熱交換器に塗布されている収着剤の温度依存性を示すものである．この無次

0
0

50

100

元温度 T*を採用した理由は，図 3 の収着等温線から

150

t [s]

もわかるように，収着剤は温度依存性の強い材料であり，水蒸気収着に伴う収着剤自体の膨潤作用や細Fig. 11 Time histories of Ks without cooling.

孔内の拡散現象などが影響されていると判断したこ
とによる．

4.5

水蒸気の収着による物質伝達特性の整理

前述した種々の実験データより，熱交換器伝熱面T*に塗布した収着剤の水蒸気収着に関する無次元整理

Tain Tdp
Tbin Tdp(5)式の誘導を行う．本収着現象は非定常状態で推移することより，収着剤が水蒸気の収着開始から収着完

なお，空気の物性値としてのシュミット数 Sc は，了までの全過程を時空的に平均化し，式(2)に示す平

従来の例[13]を参考として，修正シャーウッド数 Sh*

均総括物質伝達係数 Ks*を定義し，実験データの整に対して 1/3 乗に比例するものとした．
図 12 は，湿り空気供給条件（Tain= 20 ℃， ain=

理を試みた．

58 %RH）およびブライン冷却条件 Tbin= 20 ℃の下で，

Ks*

i

1
Ksi
i n1

(2)

修正シャーウッド数 Sh*/Sc1/3 とレイノルズ数 Re の関係を両対数グラフに示したものである．○および実線はブラインによる冷却を実施した場合，●および

ここで，i：時間刻みの数である．

波線は，ブラインによる冷却を実施しない場合を示*式(2)で得られた平均総括物質伝達係数 Ks を無次している．レイノルズ数 Re の増加に伴い，ブライ

元化するにあたり，拡散流束と総括物質流束の比でン冷 却の 有無 にか かわ ら ず修 正シ ャー ウッ ド数示される修正シャーウッド数 Sh*を式(3)で定義した．

Sh*/Sc1/3 は増加の傾向を示している．この傾向は空気流速 ua の増大に伴う境界層厚さの減少や，単位時

*

Sh *

Ks DecDaw w(3)間当たりの湿り空気量の増大による収着反応促進効
果などが要因となり，平均総括物質伝達係数 Ks*が増大していることを意味している．また，ブライン

ここで，Dec：空気流路断面の等価円直径，Daw：

冷却を実施しないほうが勾配が大きくなっており，

空気と水蒸気の分子拡散係数[12]，ρw：空気中水蒸空気量増大による平均総括物質伝達係数 Ks*の増加

気密度である．

割合が大きくなっている．これは，ブラインによる*

次に，修正シャーウッド数 Sh に影響を及ぼす諸冷却を実施することで，湿り空気量の増大による収因子の無次元数の誘導を次元解析や前述の諸因子の着反応促進効果が小さくなっていることを意味して

実験結果より行う．はじめに，収着剤の水蒸気拡散おり，ブラインによる冷却が，収着反応を促進させ輸送に関する空気流れ状態の無次元量として，空気る効果があることを示唆している．

流速 ua より求めた空気代表流速 uac を用いたレイノ
ルズ数 Re を採用した．

図 13 は，湿り空気供給条件（Tain= 20 ℃）の下で，修正シャーウッド数 Sh*/Sc1/3 と無次元温度 T*の関係

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を両対数グラフに示したものである．この無次元温度 T*は，前述の式(3)における，水蒸気収着に伴う収0.1

着剤自体の膨潤作用や細孔内の拡散現象などの温度

Re=190～193
Re=286～298
Re=383～386

依存性を主に示すものである．図 13 より，無次元温度 T*の指数が-0.87 と大きいことから，内部拡散に関

0.05
1/3

連する高分子収着剤の材料や膨潤現象などの温度依

Sh/Sc

存性は，かなり強いことが理解できる．また，レイノルズ数 Re が変化してもその傾きが同等であることから，本実験範囲においては，レイノルズ数 Reが変化しても無次元温度 T*と修正シャーウッド数*

0.01

Sh/Sc1/3=C(T*)-0.87

1/3

Sh /Sc の関係は変わらないことがわかる．
以上の結果を最小二乗法にて，次式に示す修正シ

0.005
0.5

ャーウッド数 Sh*に関する無次元整理式を，熱交換

1器をブラインで冷却しない場合，および冷却した場

T*

5

10

Fig. 13 Relationship between Sh*/Sc1/3 and T*

合について誘導した．

( ub=0.5 m/s).
＜冷却なし＞
５
*

Sh

6

1.75

3.78 10 ( Re)

1/ 3

(Sc)

結

言

(6)
ポリアクリル酸系高分子架橋体構造である収着

平均偏差：±13.7%

剤を熱交換器伝熱面に塗布した収着剤の平衡収着特適用範囲：Re=192～425，Sc=0.59

性，そして，常温下における非定常収着物質移動特性に影響を与える因子（空気流速および熱交換器冷＜冷却有り＞

却温度）についての基礎データの収集とその収着特性を実験的に検討し，以下の結果を得た．

*

Sh

4

5.37 10 ( Re)

0.75

*

(T )

0.87

1/ 3

(Sc)

(7)

(1) 有機系高分子である収着剤は，周囲温度が低下するほど無次元収着割合が低下することを確認し，平均偏差：±10.2%

温度依存性を持つ材料であることがわかった．
*

適用範囲：Re=190～386，T =1.0～4.5，Sc=0.59(2) フィンチューブ熱交換器伝熱面にポリアクリル酸系収着剤を塗布した場合においても，粒状収着剤とほぼ同等の平衡収着特性を示すことが明らかとな

0.2

った．

ub=0.5m/s
ub=0.0m/s(3) フィンチューブ熱交換器伝熱面に塗布した収着

Sh/Sc1/3

0.1剤の非定常時収着特性に及ぼす供給湿り空気流速，
冷却温度の影響について実験的検討を行い，平均総Sh/Sc1/3=C(Re)0.75

括物質伝達係数に及ぼす効果について定量的に明らかにした．さらに，フィンチューブ熱交換器に塗布した収着剤の平均総括物質伝達係数に関する無次元式の誘導を行った．
1/3

Sh/Sc =C(Re)

0.01
100

Re

500

1.57

参考文献

700

Fig. 12 Relationship between Sh*/Sc1/3 and Re(T*=1.0~1.2).

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