Vol. 39

2000

No. 158

September

NOx

CO2

Joint Research5(

vol.39, No.156)

Journal of The Heat Transfer Society of Japan
Vol.39, No.158, September, 2000

CONTENTS<Branch Topics>
A Forward on Topical Energy Researches from HTSJ Kanto Area
Seiichi YOKOBORI (Toshiba Corporation)
Development of a low-NOx combustor for a gas turbine co-generation system
Masaaki MORI (Tokyo Gas Co.,Ltd.)Heat Transfer in Oxygen Combustion System
Masahiro OSAKABE (Tokyo University of Mercantile Marine)High Temperature Superconducting Magnet Excited with Thermoelectric PowerMichitaka ONO, Toru KURIYAMA (Toshiba Corporation)
Development Research on CO2 Heat Pump
Katsumi HASHIMOTO (CRIEPI)<Serial: Joint Research>Preface to “Interviewing a group leader of joint research”
Interviewing a group leader of joint research,
5. Prof. Yasuo KUROSAKI of the University of Electro-Communications, Prof. Emeritus, Tokyo Institute of Technology
Interviewer: Yasuo KAWAGUCHI (Mechanical Engineering Laboratory, AIST MITI)< One Point of Heat Transfer>
Observation Technique for Boiling Phenomena and Gravity Effect on the Heat Transfer
Haruhiko OHTA (Kyushu University)<Report on Seminar>
Discussions on Molecular Heat Transfer Seminar in Tateyama
Masahiko SHIBAHARA (Osaka University), Toshihiro IWAKI (Toyama University)
Errata for “Journal of The Heat Transfer Society of Japan” Vol.39, No.156<Calendar><Announcements>

A Forward on Topical Energy Researches from HTSJ Kanto Area

Seiichi YOKOBORI (Toshiba Corporation)-1-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

支 部 の 話 題

支部の話題

NOx
Development of a low-NOx combustor for a gas turbine co-generation system

森 雅晶（東京ガス）
Masaaki MORI (Tokyo Gas Co.,Ltd.)
1. はじめに

これら環境規制は，大気環境改善が進捗していな

最近の CO2 に代表される温暖化ガスへの削減要い事から，今後も強化されていく可能性がある．

求の高まりから，産業界ではより高度な省エネル

現在，大都市圏におけるガスタービンを原動機

ギー化への早期転換が求められている．また，大とする CGS では，水・蒸気噴霧や排ガス脱硝など都市圏においては大気環境の改善が進まない事かによる NOx 削減手法が取られている．しかしながら，NO x 等の大気汚染物質については各種法規制

ら，今後一層の環境性向上を考えると，これら手により排出量が厳しく規制されており，今後もよ法では低 NO x 化に限界が有ったり，必要付帯設備

り厳しくなる傾向と思われる．このような中，近の増強による設置スペースやコストの大幅増加が年高効率化が著しいコージェネレーションシステ

伴い，CGS 本来の経済性が損なわれる心配があり，

ム（以降 CGS）は省エネルギーと環境適合性に優CGS の普及を拡大していく上での検討課題であれ，上記の諸問題に対する最も有効的な手段としる．

ての認識が高まっている．
表 1 出力２ＭＷ以上のガスタービン
に関する主な NOx 排出規制

東京ガスでは，この省エネルギ性・環境適合性に優れる CGS の普及に向けた環境整備，技術開発，

対象規模
規制値
(重油換算
(ppm:
又は出力)
O2 =0%)
50L/h 以上
大気汚染防止法 全国
294
2 千 kW 以上
第 1 種地域
100
東京都指導要綱
2 千 kW 以上
第 2 種地域
150
千葉県指導要綱・ 千葉市･特別地域 50L/h 以上
84
千葉市指導要綱 その他の地域
50L/h 以上
126
2 千 kW 以上
横浜市指導要綱 市内全域
60
横浜市･川崎市･ 2 千 kW 以上
84
10 万 kW 未満
横須賀市
神奈川県指導要綱
2 千 kW 以上
その他の地域84
10 万 kW 未満
総量規制,
名古屋市公害防止
1 千 kW 以上
市内全域
条例
約 128
名古屋市以外全
50L/h 以上
愛知県指導要綱
147域
6 千 kW 以上
大阪市指導要綱 市内全域
50
2 万 kW 未満
2 千 kW 以上
総量規制地域85
2 万 kW 未満
大阪府指導要綱
2 千 kW 以上
その他の地域
120
2 万 kW 未満
備考：(1)規制値は全て O2 ＝0％換算値．
(2)対象規模の重油換算(L/h)は，燃料の燃焼能力．
(3)東京都の第 1 種地域とは23 区および武蔵野市，三鷹市，調布市，保谷市，狛江市．第 2 種地域とは，第 1 種地
域以外の地域を対象．
(4)千葉県の特別地域とは，野田市，流山市，柏市，松戸市，鎌ヶ谷市，市川市，船橋市，浦安市，習志野市，市原市，袖ヶ浦市，木更津市，君津市，富津市．
対象地域

エンジニアリング技術強化などに積極的に取り組んでいる．ガスタービン CGS においては，東京ガス独自に環境対策に向けた低 NOx 燃焼技術（ドライ低 NO x 燃焼技術）の開発を進めると共に，ガスタービンメーカーやパッケジャーと連携し，低コスト化や高性能化にも努めている．本報告では，
東京ガスで開発を進めてきた超低 NO x 燃焼技術と，この燃焼技術を採用し石川島播磨重工業株式会社（以下 IHI）と共同開発した，低 NOx・高効率 2MW
ガスタービン CGS について紹介する．
2. ガスタービンにおける NO x 規制と低減技術
ガスタービン CGS に対する NOx 排出規制については，1988 年に施行された国の大気汚染防止法での 294ppm（0％O2 換算）が示された．更に大都市圏の各地方自治体（東京・神奈川・千葉・埼玉・
愛知・大阪）からも指導値が示されている．表１に示すとおり，
特に出力 2MW を越えるものは 150〜50ppm（0％O2 換算）という厳しい指導値が示されている．これらは一般的なガスタービンの NO x
排出量が 350〜400ppm（0％O2 換算）である事を考えれば，非常に厳しい値である．
しかしながら，伝熱2000 年 9 月-2-

ガスタービンコージェネレーション用低 NOx 燃焼器の開発

75% において NOx 値 84ppm (0％O2 換算)以下を

このためガスタービンメーカー各社は，これらNO x 削減の付帯設備を必要としない，希薄予混合達成できる．

燃焼を用いた燃焼段階での NO x 削減技術（ドライ

3.2 超低 NO x 燃焼技術の燃焼原理

低 NO x 燃焼技術）の開発を行っている．しかしな

前述したように希薄予混合燃焼は，従来の拡散

がら，希薄予混合燃焼は従来ガスタービンで用い燃焼に比べ安定燃焼範囲が非常に狭く，扱いの難られている拡散燃焼に比べ大幅な低 NOx 化が可能

しい燃焼である．本燃焼技術は，特徴的な予混合である反面，燃焼の不安定化や失火し易い等の特燃焼ノズルを用いる事により広い負荷範囲におい徴を持つ．このため，この扱いの難しい希薄予混て超低 NOx と安定燃焼の両立を可能と し て い る ．

合燃焼を，如何にガスタービンが必要とする広域弊社では本燃焼技術を，バーナ構造の特徴からな運転範囲に適応させるかが開発ポイントである．

ダブルスワラー燃焼技術と称している．この燃焼

これまでに，燃焼用空気流量制御方式，マルチバ技術の概念図を図１に示す．この燃焼器の特徴でーナ方式，ステージ燃焼方式等の様々な低 NOx 燃

ある予混合ノズルは，二組の同心円上に配置され焼技術が開発されてきた．しかしながら，比較的る円筒形予混合ノズルで構成される．各ノズルは大型のガスタービンを対象としたものが多く，上流部にスワラーを持ち，旋回流により燃焼安定

CGS 用小型ガスタービンへの適用が困難，燃焼制性能を強化している．また，各燃料ガスは各スワ

御が煩雑，低 NOx が得られる運転範囲が狭いなど

ラー上流のガスノズルから供給され，空気と予混の問題がある．このため，より簡易な構造および合され燃焼室に噴出される．

制御により十分な低 NO x 化が可能な，小型ガスタ

燃焼方法としては，まずパイロットバーナで着ービン用低 NOx 燃焼技術の開発が望まれていた．

火すると共に内側の一次予混合ノズルに一定量の燃料を供給し，希薄予混合火炎を形成する．この3. 小型ガスタービン用低 NO x 燃焼技術の概要

一次予混合火炎は，安定かつ NO x があまり発生し

3.1 本開発の超低 NO x 燃焼技術の特徴

ない一定の空気比（λ =1.4〜2 程度）に設定され本開発の超低 NO x 燃焼技術は，大幅な NO x 低減

る．一次予混合火炎の周囲に噴出する外側の二次と共に小型ガスタービンへの適応が可能な，シン

予混合気は，一次予混合気よりさらに希薄な空気

プルなバーナ構造および燃焼制御手法が特徴であ比範囲（λ≧ 2）で燃料量を制御し，ガスタービ

る．このため，数百 kW クラスの超小型ガスター

ンの負荷変化に対応する．この二次予混合気は非ビンにも適応可能であり，従来通りの燃料流量制

常に希薄であるため，単独では燃焼が困難である

御だけで CGS 常用運転範囲である負荷 100 〜が，安定な一次予混合火炎と接触し，熱・活性基

空気

２次燃料ガス（負荷に応じ変化）

２次予混合火炎λ>2

１次燃料ガス（供給量一定）ﾊﾟｲﾛｯﾄ燃料ガス

１次予混合＆
ﾊﾟｲﾛｯﾄ火炎
λ 1.4 〜 2.0

高温
燃焼
ガス

高温酸化発熱反応（無火炎燃焼、NOx生成は微量）

空気

スワラー
図１ ダブルスワラー燃焼技術の概念図-3-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題などの供給を受けることにより燃焼が可能となる．

を実施した．本システムは IHI が航空用ガスター

この二次燃焼は超希薄燃焼であるため，通常の火ビン技術を用いて独自開発したガスタービン本体

炎燃焼ではなく火炎を伴なわない酸化発熱反応とに，前述したダブルスワラー型低 NO x 燃焼器を搭なり，その反応温度レベルは 1500℃以下であり載したものである．本システムの主要仕様を表２

NO x はほとんど生成しない．このため，燃焼で生に示す．発電出力は 2MW，発電端効率および総成される NO x は，一次希薄予混合火炎から発生す

合効率はこの発電量クラスのガスタービンとしてる少量の NO x だけとなり，全体で大幅な低 NO x

は最高レベルの 25.4％，78.2％を達成し，また排燃焼を可能としている．このような燃焼手法によ出 NOx 値についても世界最高レベルとなる 84ppm

り，燃料の供給量を変化させる簡易な方法で低（0％O2 換算）以下を達成している．

NO x と安定燃焼の両立が可能な燃焼器となってい図２に本ガスタービンの構造図を示す．エンジる．

ン構造は１軸式で２段遠心圧縮機，３段軸流ター
ビン，単缶型低 NOx 燃焼器を備える．また，図３4. ガスタービンコージェネレーションの開発に低 NOx 燃焼器の構造図を示す．

本燃焼技術の CGS への適用例を紹介する．東京

同ガスタービンについて，平成７年からの２年

ガスは IHI と共同で，低 NOx ，高効率，低コスト間で各部要素試験・エンジン試験を行いながら改を目指した都市ガス用ガスタービン CGS の開発

良を重ね，量産型ガスタービンの開発を完了した．
表2

ＩＭ２７０ガスタービンＣＧＳ主要仕様

機 関 名 称

ＩＭ２７０

型 式

単純開放サイクル一軸式

構 造（圧縮機/ﾀｰﾋﾞﾝ） 遠心２段/軸流３段

1500

φ1000

1300

燃 焼 器

単缶型低ＮＯｘ燃焼器

圧 縮 比

１２

定 格 回 転 数

２０，２９５rpm（50Hz）

燃 料

都市ガス１３Ａ

定 格 発 電 出 力

２，０００ kW発 生 蒸 気 量

５９００ kg/h

発 電 端 効 率

２５．４ %

総 合 効 率

７８．２ %

ＮＯｘ（O2 =0%））８４ppm 以下(負荷 60%以上)

図２ ガスタービン構造図
パイロットスワラー
１次スワラー
２次スワラー
燃焼用空気

２次ガス
２次予混合気パイロットガス

希釈空気

１次予混合気
燃焼排ガス
パイロット
ガスノズル

１次ガス

２次ガスノズル
１次ガスノズル

図４ パイロットプラント外観写真

図３ 低 NOx 燃焼器の構造図

伝熱2000 年 9 月-4-

ガスタービンコージェネレーション用低 NOx 燃焼器の開発

また，平成９年に神奈川県横浜市にある東京ガス

次燃料量を一定とし，二次燃料の供給を開始しすの主力ガス製造工場内にパイロットプラントを設ると共に，二次燃料量の制御によりエンジン負荷

置し，本開発機の耐久性・信頼性等の総合的なシ変化に対応する．したがしたがって，一般的なステム評価を実施した．本パイロットプラントの

CGS の 常 用 運 転 負 荷 範 囲 で あ る エ ン ジ ン 負 荷

外観写真を図４に示す．

100〜75% においては二次燃料量の制御だけで対応可能となる．

本プラントでの運転試験結果 について述べる．
先ず図５に無負荷から最大負荷までの燃料供給ス

図６に運転試験で得られた NO x 及び燃焼効率のケジュールを示す．パイロット燃料は全運転範囲

代表性能を示す．図に示すように，約 60％以上ので一定とし，急激な負荷変化時の燃焼安定性能を

負荷範囲でダブルスワラー燃焼が開始されると共確保している．低負荷領域では一次燃料量の制御に，超低 NOx と高い燃焼効率を両立した良好な燃によりエンジン負荷変化に対応する．さらに 50〜焼を達成している．本プラントで実証された NO x

60％負荷以上の高負荷領域において，燃焼器内部

排出レベルは，一般的なガスタービンの 1/7 以下の温度条件が前述した超低 NO x 燃焼を実現できるとなる 50ppm（0％O2 換算）という超低 NO x 性能

温度レベルに達する事から，パイロットおよび一を達成している．
5. おわりに100

東京ガスでは CGS の普及拡大に向け，NO x に限らず環境対策全般にわたる技術開発や，高効率化

トータル燃料
燃料ガス量 [ % ]の技術開発を推進している．また，最近注目され二次燃料ているマイクロガスタービン等を含め，多様化するニーズに対応した商品開発に取組み，小型ガスタービンコージェネ市場の活性化を図り，その普及に寄与できれば幸いである．

一次燃料

参考文献

パイロット燃料
025

50
エンジン負荷75[ % ][1] 森，佐藤他，東京ガスエネルギー技術研究所

100

技報，第２〜５号(1992〜1995).
[2] 佐藤，森他，第 8・12 回ガスタービン秋季講

図５ 燃料供給スケジュール図

演会講演論文集，(1993，1997).

600

100

500

98

400

96

300

94

200
100
0

92

NOx

25

料集，(1997)P.23〜31.

90

NOx
0

[4] 森，池浦，第２６回ガスタービンセミナー資燃焼効率 [%]NOx (O2=0%) [ppm][3] 佐藤，森他，ASME 96-GT-53(1996).

50

88
100

75

[

]

図６ NOx と燃焼効率の代表性能図-5-Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題

支部の話題
Heat Transfer in Oxygen Combustion System刑部真弘（東京商船大学）

Masahiro OSAKABE (Tokyo University of Mercantile Marine)
1. はじめに当たりのエクセルギーを計算すると図 1 のように一般的な燃料中の主成分は，炭素と水素である．

なる．外気の酸素濃度である 21% から，酸素濃度

燃料 1kg を燃やすのに必要な空気量は，炭素が多を高めていくと富裕空気のエクセルギーは上昇すい場合には約 15kg であり水素が多くなるとそれる．このエクセルギーは，気体分離によって生じ以上（水素のみだと約 35kg）必要とされる．最もたものである．100%酸素とすると，エクセルギー

これらは燃焼に必要な最低限の理論空気量であるは約 170kJ となる．この 100% 酸素のエクセルギー

から実際にはもっと多くを供給しなければならなは，同体積の空気を約 400℃まで予熱した場合のい．これらの大量空気中の約 80%は窒素である．

エクセルギーに等しい．すなわち，酸素を分離す

この窒素は燃焼ガス中で有害な窒素酸化物を生成るために必要な純物理的なエネルギーは大きなもしたり，熱を含んで排ガス熱損失の原因となったのではない．今後の技術革新により，工学的な酸りする．人類は有史以来，空気を用いた燃焼によ素製造エネルギーもこのレベルに向かって減少しり，ほとんどの熱および動力を得てきた．現在，ていくものと期待される．

ゼオライト等の窒素吸着物質やセラミックス製の酸素透過膜の研究開発が急速に行われており，比200

較的安価な酸素が得られる環境が整いつつある．
燃焼に空気でなく酸素を用いると，例えば工場等

T0 = 298.15 K

150

3

E (kJ/mN )から排出される低カロリーガスを燃やすことができたり，排ガス量を大きく減らせると供に CO2 回収が容易になる等のメリットがある．また，窒素100

酸化物やダイオキシン等の有害生成物を抑制することも可能となる．本稿では，この酸素燃焼シス
テムの伝熱問題について紹介する．

50

2. 酸素製造のエクセルギ

0

酸素を空気中より分離する過程をエクセルギ的な観点から検討してみる．温度 T0 における外気の

0

20

40

60

80

100

Oxygen (%)

組成がモル分率 xi0（ｉ=1〜k）で与えられるとき，任意の混合理想気体の組成モル分率が xi （ｉ=1〜
図 1k）とすると，その混合気体 1 モルのエクセルギー

富裕空気のエクセルギー

E は，次の式で定義される．
kx
E = RT ∑ x ln i0 i=1 i x
i0

従来から酸素製造に用いられてきたのは，リン(1)デの空気液化装置等に代表されるような冷却装置によって空気を冷却・液化し，その沸点の違いを

ここで，R：気体定数（ =8.31441 J/(mol・k) ）．

利用して分離する深冷法である．当然，この深冷

外気温度 T0 =298.15 で，その組成が窒素(Ｎ2 )：法によって製造した場合には，液体酸素及び窒素

79%，酸素(Ｏ2 )：21%とした場合の，富裕空 気 1mN 3が生成される．大気圧の条件で，この液体酸素の伝熱2000 年 9 月-6-酸素燃焼システムの伝熱

沸点は 90.19K，液体窒素の沸点は 77.36K であり，

3. 酸素燃焼排ガスの潜熱回収

図 2 に示したような冷熱エクセルギーを保有して

炭酸ガス排出抑制問題に関連して，ボイラ等のいる．この冷熱によるエクセルギーは，気体分離

熱プラント効率の向上は，重要な課題となっていによって生じたエクセルギーよりも 1 オーダー大る．ボイラにおける最も大きな損失は，排ガスにきい．実際の深冷法による酸素製造設備において

よって大気中に放出される排ガス熱損失である．

は，原料空気との間で熱交換を行い液化酸素・窒

通常，排ガスには燃料中の水素分により生成され素をガス化することが多く行われている．
ただし，た水蒸気が含まれる．酸素燃焼の場合には，排ガガス化して採取した場合においても，必要製造電

ス中に窒素が含まれていない分だけ，排ガス中の力は冷熱エクセルギーとほぼ等しい．

水蒸気濃度は高い．水蒸気を含んだ排ガスを露点

この深冷法に対し，現在急速な技術革新が行わ

以下まで冷却し，
顕熱とともに潜熱も回収すれば，れているのが吸着分離法や膜分離法である．吸着

ボイラ効率の大幅な改善が得られる．酸素燃焼の分離法は，空気中の窒素をゼオライト等の吸着剤場合には，酸素製造のために使われたエネルギーに吸着させ酸素を分離する方法である．加圧状態

を少しでも補填・回収するために，排ガス潜熱回で窒素を吸着させ，常圧に下げて窒素を脱着させ収は重要と考える．

る PSA(pressure swing adsorption)と，常圧下で窒素

図 3 に示したのは，A 重油を用いたボイラでのを吸着し真空排気により脱着を行う VSA(vacuum

排ガス温度とボイラ効率（低位発熱量基準）の関

swing adsorption)がある．また，膜分離法は有機高係である．計算は，酸素比 1.05 の酸素燃焼とした分子膜やセラミック膜により，酸素のみを通過・場合と，空気比 1.2 の空気燃焼とした場合につい選別する方法である．これらの新しい方法は，冷て行った．排ガスの露点においてボイラ効率の急却プロセスを含まないため，高性能な吸着剤や透激な上昇が見られる．これは，これ以下の温度に過膜等の開発次第では，大きなエネルギー消費低おいて，潜熱の回収が行われるためである．酸素減が期待される．特に，セラミック膜について，燃焼の場合には，窒素が無い分だけ熱効率が高く,

米国 DOE は酸素製造のエネルギー消費およびコ

しかも水蒸気濃度が高いので露点温度も高い．こストが，現在の深冷法等の酸素製造方法に比べてのため，排ガス温度をそんなに低くしなくても高1/3 になる可能性があると発表している．

い熱効率が得られることがわかる．

2.0

115

3

E (MJ/mN )1.5

Boiler efficiency η %T0 = 298.15 K
O2
N2

1.0
0.5
0.0

Oxygen combustionµ =1.05110

Air combustionµ =1.2105
Dew point
Dew point

100
A-oil
95

0

100

200

300

0

Temperature(K)
図 2

冷熱エクセルギー

50
100
Exhaust gas temp. T ex
図 3

-7-

ボイラ効率

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題

Heat exchanger

Steam or SO2

Flue gas

いるメーカーのエンジニアも多い．ところが日本

T

Boilerを代表するメーカーのエンジニアに，空気燃焼排ガスの潜熱回収熱交換器を設計してもらうと，我々の計算よりも大幅に異なったものとなった．

Hot
water

これは，実排ガスの物性値の決め方や，対数温度

Straitening
pipes

P
T

285

排ガスの潜熱回収に関する研究は，数十年前か
ら行われており技術的に確立されていると考えて

Test
sectionF

差等を用いた従来の排ガス熱交換器設計手法をそTのまま適用してしまうこと等による．また，熱および物質伝達に関する単純なアナロジー関係式がWater成立しないとした研究報告も多数あり，実際に設Extraction

Cold
water

計するのは簡単なものではない．さらに，水蒸気Atmosphere

Drain

FP
13A gas濃度が高い酸素燃焼排ガスの場合には，アナロジ
ー関係式からのズレの問題や大量に発生する凝縮
水の影響を検討する必要があった．このため，実BlowerT:
T:Thermocouple
Thermocouple
P:
P:Pressure
Pressuregage
gage
F:
F:Flow
Flowmeter
meter

図 4

単段実験装置概念図

験的な検討を行うとともに，熱交換器設計のため
Tの予測計算プログラムを作成した．これらの成果

160について以下にまとめた．
3.1 単段実験

101

Water

図 4 に実験装置概略図[1-2]を示す．温水ボイラ

Mixingcellの排気管より，熱交換器や煙道で適度に冷却したT

排ガスを整流部を通してテストセクションに吸引0する．吸引にはインバータ制御のフリクションブ

45

ロワーを用いた．また，試験部上流で水蒸気また

T

80
0.5

T

Test tube
1

90

は SO2 を注入し，酸素燃焼排ガスの模擬ができる
180

ようになっている．

30

135

試験部は図 5 に示すように，断面が 160mm×

10

図 5

Extraction

単段実験部

101mm の透明ポリカーボネイト製ダクトで，可視化観察を容易にした．このポリカーボネイトダクと考えられる．

ト外壁は，断熱性を高めるため厚さ 10mm としてまた，図 5 のように試験部中央部伝熱管の表面いる．このダクトに，長さ 160mm，外径 d=21.7mm

温度を，外径 0.5mm のシースＫ熱電対を，最上部の SUS316 製 の 試 験 伝 熱 管 ３ 本 を ピ ッ チ

より 0, 45, 90, 135, 185°の外周５箇所に，0.5×

p=33.7mm で水平に並べ，これをダクト外部で直0.5mm のキー溝に埋め込み測定した．

列に接続した．この伝熱部の p/d=1.55 である．

従来の研究[3] によれば，
流れが垂直に横切る裸伝熱管は水冷却とし，その流量をタービン流量

伝熱管の平均熱伝達率に関するヌッセルト数 Nu f

計で計測した．誤差は，計測流量の±２％以内では，ある．ダクト外部の伝熱管はグラスウールで充分

0.6 m
0.25
Nu = c Re
Pr (Pr / Pr )
f
f
f
f
w

断熱した．試験伝熱管の冷却水出入口温度及び試(2)

験部中央部排気ガス温度を，外径 0.5mm のシース

適用範囲は， 103 ＜Re f≦2×105 である．なお，本Ｋ熱電対により計測した．冷却水出口温度は，流実験の in-line banks の一列目では，c=0.26, m=0.37

体混合セル部を設け混合平均温度となるように配であるとされている．

慮し，出入口温度差は数度とした．熱流束の測定

速度境界層と濃度境界層が相互に干渉しない場

誤差は，熱流束が小さい非凝縮域が一番大きく±

合，熱伝達と物質移動のアナロジーが成立すると２０％以内，凝縮域では±５％以内まで減少する考えられている．この場合，平均物質伝達率に関伝熱2000 年 9 月-8-酸素燃焼システムの伝熱するシャーウッド数は，

100

(3)

qw (kW/m )酸素燃焼排ガスの場合には，従来の空気燃焼排ガスよりも水蒸気濃度が高い．空気燃焼の場合には，水蒸気質量濃度で約 10％程度であったものが，m s=0 kg/h

Rose

2

m
0 .37
0 .25
Sh f = c Re f Sc f
( Sc f / Sc w )m s=53 kg/h
Simple analogy

50

約 30％程度まで上昇する．水蒸気は，伝熱面表面

Modified

で凝縮し，あたかも表面で吸収されたような効果
を伝熱にもたらすと考えられる．このことを考慮して導いたのが，次の修正 Sh 数である[4]．
m 1 − wi 
0.25
 c Re0f.6 Scm
Shf =f (Scf / Scw )
1− wi 
1
w
−
f

1

0

(4)
ここで W は水蒸気質量濃度であり，添え字 i は気

0

50
図 6

液界面，f は主流での値を示す．

100(Tw )ave. （℃）

修正アナロジー式

燃焼ガスは，N2 , CO2 , O2 , CO, H2 O, SO2 の６種類の混合ガスとして扱い，例えば熱伝導率はLindsay&Bromley の式[5]，粘性係数は Wilke の式[6]を用いて求めた．また，一般的に，物質と熱の拡散係数には強い相関があると考えられる．良く知られた空気中の水蒸気の拡散係数 Dair を，熱拡散率で修正したものを，排ガス中の水蒸気の拡散係数 D とした[1-2]．
図 6 に示したのは，排ガス中に ms =53 kg/h の蒸気注入をした実験での総合熱流束と蒸気注入を行わなかった実験の比較である．排ガス中の蒸気質
量濃度は，蒸気注入なしの場合には 0.103 であったが，蒸気注入により酸素燃焼並みの 0.279 まで
図 7上昇した．なお，これによって露点は， 55.5℃かフィン付き管ら 75.6°C まで上昇した．図中の破線は，単純アナくる．例えば，蒸気タービンシステムの復水器にロジー関係式による予測であり，蒸気濃度が比較

は，フィン付き管は用いられていない．理想的に的小さな場合には良い予測を与えることがわかる

は，熱伝達率の増加に対応してフィン高さを減少

が，蒸気濃度が高い場合には低めの予測を与える．

させることが必要である．

これに対して，凝縮量が多い場合の修正 Sh 式を

図 7 に示したのは，排ガスの顕熱回収で一般に用いた実線は比較的良い予測を与えることがわか使用される螺旋状フィン付管である．前出の矩形

る．一点鎖線で示した Rose の半経験式[7]は多少ダクト中に，フィン管一本を水平に設置した伝熱低めの値を与える．

流動実験[8]を行った．排ガスはフィン管に対して実際の熱交換器を設計するにあたって，伝熱管

クロス流れとした．図 8 に示したのは，この実験にフィン付き管を採用することは，特に顕熱回収装置により得られたフィン効率と，経験式及び熱領域においては，そのコンパクト化に大いに貢献

伝導数値計算から求めたフィン効率の比較である．

すると考えられる．ところが凝縮等の相変化現象

熱伝導数値計算は 24 分割メッシュのコントローがある場合には，その高い熱伝達率によるフィン

ルボリューム法を用いた．フィン基底部平均温度

効率の低下から，フィンを設置する意義は薄れて(TW )ave.が露点になると，フィン効率が急激に降下-9-Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題することがわかる．これは，凝縮熱伝達の開始と125

ともにフィン内を大量の熱が流れ，基底部に比べ

1000

Gas

てフィン部温度が高くなりフィン効率が低下する

Headerように凝縮域では，フィン効率が急激に減少するため，潜熱回収のためにはフィン高さを低くする

22 stages

22 stages

１次元熱伝導による式に近いことがわかる．この22 stages

ためと考えられる．
また，凝縮域での実験結果は，Water

か，裸管を用いることが望ましい．
Water

1.0

1st

η

Fin pitch 10 mm

2nd

3rd

First approximation

0.8

図 9

Numerical analysis

中規模潜熱回収実験装置

Present data

0.6
Tf (N)

H 2O (N)0.4

Convection

0.2
0.0

N th stage
tubes

Dew point

Condensation

0

50

100

Tf (N+1)(Tw )ave. （℃）
図 10
図 8

H 2O (N+1)

段ごとの熱・質量バランス計算

実排ガス中のフィン効率

100
Temperature (℃)

3.2 中規模潜熱回収実験
以上の単段実験により得られた知見を利用した
予測計算手法を作成するため，定格総合熱回収量
140kW（潜熱 120kW）の実験を行った．図 9 は，実験装置概念図である．
実験装置は，内径 21.4mm，
外径 25.4mm の裸伝熱管を 3 列 22 段含む対向流 熱交換器 3 台で構成される．A 重油酸素燃焼ボイラの排ガスが，下降流として第一熱交換器で熱交換

8060

交換器で再び下降流となって排出される．
熱および物質バランス計算[9-10]を行った．図 10

A-oil fuel 120 kg/h
O 2 ratio 1.07
Sat.temp
Outer wall

400

熱交換器内伝熱流動を予測するために，一次元

Bare tube test 4
Feed water 2000 kg/h

Inner wall

20をする．第二熱交換器では上昇流となり，第三熱Gas temp.

Water temp.

0 10 20 30 40 50 60
Stagesは第 N 段目の伝熱管列を通過する排ガスである．
温度 T f(N)は対流熱伝達により T f(N+1)となり，水蒸気体積濃度は伝熱管への物質移動により

図 11 実験結果と予測計算結果の比較

H2 O(N)から H2 O(N+1)になる．物質移動に関して
は，修正 Sh 数によって計算した．段計算を進め出して，ガス温度と飽和温度が等しくなると考えていくと，ガス温度が，水蒸気の飽和温度以下にられる．エネルギバランスにより結露による水蒸なるようなことが想定される．この場合，実際に気体積濃度の減少とガス温度の上昇を決定した．

はガス中の水蒸気が結露することにより潜熱を放図 11 の実験結果と予測計算結果の比較図にお伝熱2000 年 9 月-10-酸素燃焼システムの伝熱Joint Thermal Eng. Conf., AJTE99-6397, (1999)．

いて，実線はガス及び水温度，１点鎖線は伝熱管[5] Lindsay, A.L. and Bromley L.A., Indust. Engng.

外壁温度，２点鎖線は伝熱管内表面温度である．

Chem., 42, (1950), 1508-1510．

破線は排ガス中の水蒸気分圧に対応した飽和（露J. Chem. Phys., 18, (1950),[6] Wilke, C.R.,点）曲線を表す．伝熱管外壁温度が飽和温度以下

517-519．

の領域が凝縮を起こしているので，熱交換器全領[7] Rose, J.W., Int. J. Heat Mass Transfer, 23, (1980),

域が凝縮域である．
また，熱交換器入り口近傍で，539-546．

ガス温度と露点が一致して減少する白煙状態が示[8] 刑部真弘，伊東次衛，大政国光，舶機誌, 35(4),されている．この場合，ガス中の水蒸気は潜熱を(2000), 260-267．

放出しながら微小な水滴（白煙）となり，見かけ[9] Osakabe, M., Proc. of ASME IMECE’99,

上温度降下し難い状態となる．実験データは○がHTD-vol.364-2, (1999) , 43-50．

ガス温度であり，△が水温度であるが， 実験結果

[10] Osakabe,と予測結果は良い一致をする．

M.,

Proc.

35th

of

IECEC,AIAA-2000-2945, (2000), 804-812．
3.3 大規模潜熱回収実験
A 重油酸素燃焼ボイラの排ガスを用いた定格総

Gas

617

617

1400

1st HX

2nd HX

合熱回収量 900kW（潜熱 730kW）の実験を行った．
943.5

20.2mm，外径 25.4mm の伝熱管に，高さ 8mm，ピ

18 stages

図 12 は，潜熱回収熱交換器の概念図である．内径ッチ 8.47mm の螺旋状プレートフィンを溶接した
13 列 36 段含む対向流熱交換器 2
フィン伝熱管を，
943.5

18 stages

553

台で構成される．伝熱管及びフィン材質は
SUS316L とした．
図 13 は実験結果と予測計算結果の比較である．
この場合にも実験結果は予測結果と良い一致をし，

Water

フィン付管についても予測プログラムの妥当性が

図 12

示された．
4．今後の展望

Temperature (℃)

酸素製造技術の進展により製造に要するエネル
ギーおよびコストが減少し，今後，種々の分野で酸素燃焼技術が用いられる可能性がある．この場合，本研究の予測計算プログラム等により設計された熱交換器により適切な潜熱回収が行われることが期待される．また，潜熱回収熱交換器として最適な形態の検討が今後の課題である．

100
50% Load test
Feed water 6010 kg/h

80

A-oil fuel 504 kg/h
O ratio 1.05
260

Sat. temp.
Outer wall
Inner wall40
Gas temp.

20

参考文献

大規模潜熱回収実験装置

Water temp.

[1] 刑部真弘，石田和彦，矢木清之，伊東次衛，

0

大政国光, 機論 B, 64-626, (1998), 3378-3383．
[2] 刑部真弘，矢木清之，伊東次衛，大政国光，

0 10 20 30 40 50 60 70

機論 B, 65-632, (1999), 1409-1416．

Stages[3] Zukauskas, A., Advances in Heat Transfer, 8,
図 13

Academic press, New York, (1972) ,93-160．

実験結果と予測計算結果の比較[4] Osakabe, M. et al., Proc. of 5th ASME/JSME-11-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題

支部の話題High Temperature Superconducting Magnet Excited with
Thermoelectric Power

小野 通隆・栗山透（東芝）

Michitaka ONO, Toru KURIYAMA (Toshiba Corporation)
1. はじめに2. 熱起電力を用いた超電導コイルの通電
2.1 熱起電力による通電の概念

超電導マグネットは，電気抵抗によるジュール
発熱無しで，広い空間に強力で均一な磁界を発生

熱起電力による超電導コイルの通電の概念図おすることができる．また，電気抵抗がゼロである

よび電気回路図を図１に示す．通常超電導マグネ

特性を利用して，いったん電流を流してしまえばットには室温部に置かれた電源と超電導コイルを半永久的に電流を流す永久電流モードでの運転が結ぶ電流リードが設けられているが，ここでは，可能である．このような特徴を生かして，医療用

電流リードの一部分に熱電素子（熱電対，ペルチ

ＭＲＩや単結晶引上げ機に対する磁場印加装置，

ェ素子等）が設置される．図１に示したように，

磁気浮上鉄道などに超電導磁石が利用されている．

室温部（約２６５Ｋ）から約７７Ｋまでの電流リ従来は，超電導線材に金属系の超電導材料を使ードに熱電素子を用い，７７Ｋ部分から超電導コ用しており，絶対温度４Ｋ程度までの冷却が必須

イル（約２０Ｋ）までには，通常の電流リード（こであった．ところが，近年，従来よりも高い温度

こでは高温超電導体を用いた電流リード）を使用で使用できる高温超電導体の実用化が急速に進み，する．室温部では熱電素子は短絡されており，熱高温超電導線体を利用したマグネットの開発も進電素子と超電導コイルで図１に示すような閉回路

みつつある．ところが，高温超電導線は従来の低が構成されている．熱電素子の両端に発生する熱温超電導線と比べると，電気抵抗ゼロの超電導状起電力を利用して超電導コイルに電流を流すのが態から常電導状態への移行が緩やかであり，臨界本提案のコンセプトである．ここで，回路内には電流（１μＶ/ｃｍの電圧が生じる電流値）以下の素子自体の内部抵抗，超電導コイルのフラックス

範囲でも僅かな抵抗（フラックスフロー抵抗）がフロー抵抗および回路構成のための接続抵抗が存発生することが知られている．このフラックスフ

在し，これらの抵抗で発生する電圧と熱電素子のロー抵抗のため高温超電導マグネットでは，永久起電力がつりあうような電流が回路に流れること

電流モードにしようとしても無視できない電流の
受熱部（
ヒーター）

減衰を引き起こしてしまう．

熱電素子

高温部
（
２６５ K）

今回，我々はこの問題の解決策の１つとして熱電素子の起電力を利用して高温超電導磁石に通電するシステムを提案した [1]．極低温領域で用いら熱電素子

れる超電導マグネットの運転温度と室温との温度

低温部
（
７７ K）

差（２００Ｋ程度）を利用した場合の素子の熱起

素子内部抵抗高温超電導リード

電力はせいぜい数ｍＶ〜数十ｍＶであるが，上述

iのフロー抵抗による減衰を補うには十分な電圧で超電導コイル iある．
本稿では熱起電力を用いて超電導コイルに通電

フロー抵抗＋接続抵抗

するシステムの概要，原理実証試験の結果および

超電導コイル

実機に適用した際の問題点について延べる．

図１

熱起電力によるコイル通電の概念および
電気回路図

伝熱

2000 年 9 月-12-熱起電力を利用した高温超電導コイルの通電

40

ﾋｰ ﾀｰ
Ａ

コンスタンタン

銅

ＬＮ２
Ｖｃ

I (A)

35
30

通電電流

温調器

20

低温端： ７７Ｋ
高温端： ２６５Ｋ

25
15
10
5
0
0.0

1.0

図２ モデル試験装置の概要になる．従って，個々の抵抗値と起電力を事前に

2.0
3.0
4.0
5.0
熱起電力 V-cc (mV)

図３

見積ることによって，超電導コイルに所望の電流

6.0

通電試験結果

値を流すことができる．また，熱電素子の温度差

状態が壊れた時点で電流はほとんどゼロとなる．

を制御することで，電流値を変化させることも可

冷却時と昇温時において熱起電力 -電流の間にヒ能である．

ステリシスを示すのは，高温超電導コイルの熱容

2.2 原理実証

量が熱電素子の熱容量より大きく，コイルが素子上述したコンセプトを実証するために，高温超に比べ冷えにくく温まりにくいためである．今回電導コイルと銅−コンスタンタン熱電対を接続しの試験では素子の高温端の最高温度を２６０Ｋたモデル試験装置を試作し通電試験を実施した．

（５.２ｍＶ）とした時に，コイルに最大３４Ａの図２にモデル試験装置の概要を示す．銅−コンス

電流が流れ，コイル中央に約２００ガウスの磁界

タンタン熱電対を電流リードとしても兼用し，一を発生した．

方を高温超電導コイルに，他方を短絡して閉回路以上の実験により，電源を使用せずに高温超電を構成した．使用した高温超電導コイルの諸元を導コイルに通電可能であること，さらに冷却さえ表１に示す．高温超電導コイルは温度７７Ｋの液し続ければフロー損失があるにもかかわらず擬似体窒素に浸漬され，銅 -コンスタンタンの他端は室的な永久電流モードが実現できることを実証した．
更に，室温部の温度制御によって超電導コイル

温部に置かれてヒータにより温度制御される．

の通電電流をアクティブに制御するために，高温端に設置したヒータを利用した試験を実施した．

高温超電導コイル諸元
シングルパンケーキ
φ120mm
φ200mm
1.9mH
90 ターン60

図３は，モデル試験装置の冷却時および昇温時の超電導コイル両端の電圧と回路を流れる電流の関係を示した試験結果である．超電導コイルを液体窒素中に入れ，熱電対に起電力が発生しても，コイルが十分冷えて超電導状態になるまでは電流6ヒーター入熱
熱起電力

40

4
電流

20

2
コイル両端電圧0が流れないが，超電導状態になると急激にコイル

0に電流が流れることが分かる．逆に，昇温を始め

2000

4000

6000

0
8000

コイル両端電圧、熱起電力（ｍV)

図４にヒータ入熱による熱起電力，電流の制御結

電流（A)､ﾋｰ ﾀｰ 入熱（W）

表1
コイルタイプ
コイル内径
コイル外径
インダクタンス
ターン数

時間(sec)

ると起電力の低下とともに電流は減少し，超電導
図４

-13-

ヒータによる電流制御結果

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

支 部 の 話 題果を示す．ヒータは高温端の温度を一定にするよ

この抵抗値を下げることは侵入熱の増加につながうにＰＩＤ制御されている．図４より，ヒータのり，熱電素子を冷却するための冷凍機の所要動力

入熱量と熱起電力，通電電流の対応が明確に示さが大きくなる問題が生じる．そこで，熱侵入が極れており，温度制御によってコイルの通電電流制力小さく，かつ熱起電力のおおきな熱電素子を使御が可能であることが実証された．

用することが重要になる．熱電素子として半導体素子を用いれば金属材料に比べ熱起電力が大きい

3. 熱電素子を用いた超電導マグネット

上に熱伝導率が小さく，素子を通しての侵入熱の3.1 システム概要

低減が期待できるが，熱起電力が大きい分素子の

本節では，熱電素子を用いた通電システムを超低温端でのペルチェ熱が増大することに注意を要

電導マグネットに組込んだ場合の構成について考する．

察する．図５に熱電素子により通電される高温超3.2 システムの平衡電流と熱侵入電導マグネットの構成図を示す．本マグネットは，本システムの平衡電流について銅−コンスタン

２段の冷却ステージを持つ極低温冷凍機によってタンの場合について考察する．平衡電流は次式

冷却される．高温超電導コイルは冷凍機の２段ス

Ib = Vte ( R f + Rcu + Rｺﾝ )テージによって約２０Ｋに冷却される．冷凍機の１段ステージは，熱電素子の低温端および超電導(1)

マグネットのサーマルシールドを冷却する．１段

V te =

５．３ｍＶ （２６５Ｋ−７７Ｋ）

ステージの温度は５０Ｋ〜７０Ｋ程度である．

Rｆ =Vo ･( Ib / Ic ) n ･ L / Ib

ここで超電導コイルに１００Ａ〜１ｋＡの大電

R cu =

ρcu･（L/S ）cu

流を流すためには熱電素子自体の内部抵抗を小さ

R ｺﾝ =

ρｺﾝ･（L/S ）ｺﾝ

くする必要あり，かつ，その値は高温超電導コイ
ルのフロー抵抗と同等あるいはそれ以下にしなけで与えられる．熱電素子の内部抵抗を決める銅おればいけない．通常の超電導マグネットで用いらよびコンスタンタンの形状（長さ，断面積）はそれる電流リードの抵抗は熱侵入を低減するためにれぞれの抵抗率の比から決定される．即ち，電気最適化され０．１〜１ｍΩ程度に設定されている．

抵 抗 率 の 比 が ρ ｺ ﾝ / ρ cu =３ ０ の と き Ｌ/ Ｓの 比（Ｌ/Ｓ）cu/（Ｌ/Ｓ）ｺﾝ も３０にすることで銅とコンスタンタンの電気抵抗を等しくする．

放熱部（
ヒーター）

冷凍機

このように平衡電流は素子の種類，形状そして超電導コイルの発生抵抗（フロー抵抗）により決
まるが,このときの素子低温端への侵入熱は次式

熱電素子に示すように素子の形状と熱伝導率積分値で決定
される．

Q=

HiTcリード

i

S TH
λdT
L ∫TL

銅−コンスタンタン を用いて TH
熱伝導材

(2)
=２６５K，TL=７７Ｋとした場合，銅およびコンスタンタン を通しての侵入熱は超電導コイルQcu = ８００(W/cm)/(Ｌ/Ｓ)cu
Qｺﾝ = ３０(W/cm)/(Ｌ/Ｓ)ｺﾝ
断熱容器

図５

であり，前述した（Ｌ/ Ｓ）cu /（Ｌ/Ｓ）ｺﾝが３０熱電素子によって通電される高温であることを考慮すると Q cu≅ Q ｺﾝとなる．

超電導マグネットシステムの構成図

伝熱2000 年 9 月-14-熱起電力を利用した高温超電導コイルの通電

0.010
Vf
発生電圧（
V)

Vcu+V

熱起電力(265K-77K)

0.008
0.006

Vf

L/S=2000

0.004

Vcu+V

0.002
L/S=1000

0.000
0

図６

50

100
150
通電電流（
A)

単結晶引上げ用高温超電導マグネット
図７２．２節で示したモデル試験装置の試験結果か

200

250

回路に発生する電圧と電流の関係

ら，銅−コンスタンタン熱電対を用いて，１００
Ａ程度の電流リードを構成すると７７Ｋに約１０

4. まとめ

０Ｗの熱が入ってくることがわかった．通常の最電源を使用せずに熱電素子の起電力を用いて高適化された電流リードでは，１００Ａの電流リー

温超電導コイルに通電するシステムを提案し，原ド一対あたり約１０Ｗの熱侵入[2]であるから，約理実証試験の結果，実機に適用した場合の問題点

１０倍の冷凍が必要となる．

などを述べた．電源を使用しないで通電し続けら

3.3 実マグネットへの適用例

れるため，シンプルな構成となるが，起電力を生[3]銅−コンスタンタン熱電対を現在開発中 のシみ出すために冷凍にかかる所要動力が増してしま

リコン結晶引上げ用高温超電導マグネット（図６

う問題点もある．今後，熱侵入量が小さく大電流に写真参照）に適用した場合についてＬ/ Ｓの値をを流し得る熱電素子の開発を進めるとともに，本パラメータとして検討した．図７はＬ/Ｓが１００

システムの特徴を生かすことが可能な応用製品に

０と２０００の場合について，回路に発生する電ついて広く調査し実用化につなげていきたい．

圧と通電電流の関係を示したものである．Ｌ/Ｓ＝
参考文献

１０００は，熱電素子の内部抵抗と超電導コイルのフロー抵抗がほぼ等しい場合であり，熱起電力[1] 小野通隆，低温工学講演論文集 (2000) pp.134.

を大きくしても平衡電流は殆ど増加しないことが[2] 荻原宏康編著，低温工学概論，東京電機大学

わかる．一方Ｌ/Ｓ＝２０００で銅−コンスタンタ

出版局[3] M.

ンの２６５Ｋから７７Ｋまでの熱起電力の範囲で

Ono(1999).
et

al,

IEEE

Trans.

on

Appliedは，素子の内部抵抗が回路の抵抗として支配的でSuperconductivity, vol.10, No.1, pp. 499-502,

ある．銅銅−コンスタンタンを用いた場合の各条

March 2000.

件での平衡電流はＬ/Ｓ＝１０００で１７５Ａ，Ｌ/Ｓ＝２０００で１３５Ａとなる．

-15-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

CO2Development Research on CO2 Heat Pump

Katsumi HASHIMOTO (CRIEPI)

CO2
HFC

CO2

CO2
1997
COP3
HFC

min

min
min

CO2

CO2

min

1995
CO2

25bar

給湯成績係数(COP)

5bar
CO2

3.8(高圧(高圧9.2MPa)
3.8
9.
)
a
P
M
2

4

1

30bar

100bar

3

CO2

3.3

蒸
発
器

R22

0
60

圧縮機

ｶﾞｽｸｰﾗ(給湯熱交)[対向流]

膨張弁※ 冬の気候条件※ R22は70℃以上では熱分解のため、運転
対象サイクル
不可能

CO2

CO2

COP=3.4(高圧10.8MPa)

2

1

CO2

3.6 (高圧9.9MPa)

65

70
75
80
給湯温度 （℃）

8590

冬期条件：断熱圧縮効率＝0.6、給水温度＝10℃、蒸発温度＝‐3℃、ｶﾞｽｸｰﾗ出口温度＝15℃、蒸発器出口過熱度＝5℃

CO2

図１
-16-

給湯サイクル計算結

CO2
COP
85
CO2

[1]

COP

膨張弁

[1]

超臨界 CO2
伝熱試験部
蒸発器
CO2 圧縮機

COP
COP
[1]
加熱能力 4〜7 kW 単段圧縮サイクル、伝熱試験部付

図３ CO2 ヒートポンプ伝熱ループ試験装置

CO 2

-17-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

CO2
CO2

CO2

[4]

Re Pr
Petukov - Gnielinski

CO2
CO2

Nu PG =
CO2

CO2

( f / 2)⋅ (Re− 1000)⋅ Pr()

1 + 12.7 f / 2 ⋅ Pr ( 2 / 3) − 1ff = (3.64 log10 (Re ) − 3.28)

−2

1
CO2

Krasnoshchekov

CO2
4mm


  ȡw   Cp 
( f / 8)⋅ Re⋅ Pr ⋅  ⋅ Nu K = (2/3)
 1.07 + 12.7 f / 8 ⋅ (Pr− 1)  ȡb   Cpb 

0.8

2mm

12mm
CO2

f

f = (1.82 log10 (Re ) − 1.64)

CO2

−2

CO2

n

0.4

( < <
 Tb Tw Tm or 1.2Tm < Tb < Tw )T

0.4 + 0.2 w − 1 Tm 
n=
(Tb < Tm < Tw )
 Tw   Tb
 0.4 + 0.2 ⋅  − 1 ⋅ 1 − 5 ⋅  − 1  Tm   Tm  (Tm < Tb < 1.2Tm )


CO2

CO2

exp

b

m

[4]

CO2

-18-

w

n

CO2
CO2
CO2

PROPATH
CO2

CO2

n

[3]

CO2

CO2

CO2

[1]
W98004 (1999).
[2]
Vol.
CO2

37
(2000).

[3] M. Saikawa, K. Hashimoto, Proceedings of 4th IIRGustav Lorentzen Conference on Natural Working

CO2

Fluids, (2000).
[4](1989).

CO2

COP

CO2

-19-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

インタビュー：グループリーダーに聞く

5

Joint Research(

ジョイント・リサーチ)

Interviewing a group leader of joint research
５. Prof. Yasuo KUROSAKI of the University of Electro-Communications,
Prof. Emeritus, Tokyo Institute of Technology
聞き手：川口靖夫（機技研）Interviewer: Yasuo KAWAGUCHI(MEL)
れます．こうなると表面固化層ができ，固まって研究課題：赤外線照射支援による超精密高分子射出できたプラスチックの性質も変わります．左上の成型に関する研究
制度：NEDO 即効型提案公募事業，電子・情報技術

図は複屈折率の分布を示したもので，金型の近く

期間：Ｈ１０年〜１１年度

は異方性が強く出ていることがわかります．この共同相手先：カンタムエレクトロニクス（株）

層が通路をふさぎ流動を妨げることがあるわけです．

−先生はプラスチック成形加工学会の会長もお引

さて，
右下の図は，我々の研究で提案するもので，

き受けになっているんですね．今回の話題も樹脂

左側の型をふく射を透過する材料で作り，赤外線成形に関するものですが，まずこの共同研究の開によってプラスチックを直接加熱してやります．

発目標からお聞かせ願います．

こうすると右上の図のように，光学異方性の強い

ＣＤやプラスチックレンズ，IC のコネクタといっ層が消えていることがわかります．

た高分子製品は，溶けた樹脂を金型に流し込んで成形します．射出成型はうまくやれば精密な部品−赤外線レーザを使うことにどのようなメリット

が安価にできるので，電子・情報産業を支える重要な技術になっています．

があるのでしょうか．またその難しさは．
表面固化層の問題を避けるために，金型にヒータ

ところが，精密成形には次の３つの問題点が有りを埋め込んで加熱しながら成形し，ゆっくり冷やます．先ず第１に，（１）薄物成形が困難であるこしてやるという方法も考えられます が，金型の膨とです．例えば， IC カードのような薄い製品を張・収縮が起こるし，工程時間が長くなって望ま作ろうとすると溶融樹脂は金型に触れた部分が冷しくありません．赤外線を使えば僅かなエネルギ

えて表面固化層ができ，これが流れを抑制するたーを投入するだけで製品の品質が飛躍的に向上しめに樹脂が金型全体に行き渡らない場合がありまます．

す．つぎに，（２）転写が難しくなることです．例

この方法の難しさは，赤外線を通す窓材料（ ZnSe,

えば，表面固化層のためにＣＤの微細なピットを

ZnS 等）がもろいことから生じます．私たちは赤忠実に転写できないこともあります．３番目に，外線照射支援による一工程による成形を試みまし（３）光学的歪みが発生することです． 例えば，

たが，面積が大きくなると窓が割れてしまうこと

レンズでは表面固化層で高分子が配向して複屈折があります．

を生じ，光学的性質を損なうことが問題になりま

そこで考えついたのは，素成形は通常の方法で行す．

い，次に赤外線照射支援を用いて精密なパターンのように型の一部を赤外線透を転写する，という二工程方式です．こうするこ

過窓でつくり，窓を通して表面固化層に赤外線レとによって，圧力の高くなる素成形と，精密さのーザを照射し，加熱して，これらの問題を解決し要求される転写工程を分業して全体を最適化できようとしています．

ます．

この開発では，転写工程はレーザで表面を僅かに加熱し，材料の−この図はどう見ればよいでしょう．

膨張を利用して成形するので，型全体を熱する方

まず，左下の図では，従来の成形法で溶融プラス法に比べてはるかに早く成形を完了できます．まチックが金型の中で流れながら型に触れて冷却さた，圧力も低く窓の破損もありません．

伝熱2000 年 9 月-20-ジ ョ イ ン ト ・ リ サ ー チ

図１ 赤外線照射支援による高品位射出成形−射出成形の不具合を，伝熱技術によって打開すプラスチックの成形には，先に述べたような難しる，という方法は伝熱研究者にとって魅力的な事さもあるのですが，高分子には明瞭な融点がなく，例ですね．こうしたアイディアはどこから．

温度の変化に対して粘度が高くなり固まる，とい私は長い研究生活で，ふく射，固気混相流，プラ

うのは利点でもあるのです．ラップトップパソコ

スチックの成型といった分野で仕事をしてきましンのケースがマグネシウム合金で作られると，金た．今回のアイディアは，かつて金型内流動の可属なら放熱が良いし電磁シールドにもなります．

視化をして，成形の限界や「ひけ」の発生を解析

ところが成形の難しさから強化プラスチックが未していたことを発想の要素としています．

だに大勢を占めています．こんなところにも材

私はもともと「もの作り」が好きですし，工学者

料・成形・熱のおもしろい問題が潜んでいそうでであるかぎり現場の事を知らなければいけないとす．

感じていました．プラスチック加工の現場は多くが中小企業ですから私たちのアイディアにも反応−これからの工学研究は応用を強く意識していくが早くて楽しいですね．

ものになるでしょうか．

プラスチックの成型は，高分子の専門家と加工屋

他の雑誌にも書いたのですが，伝熱研究の歴史をさんが主な役者でしたが，伝熱研究者がイニシア振り返ると，「技」の時代から学問への転身がとげ

ティブをとれる余地がずいぶんあります．伝熱のられたのが大戦以後であると考えています．そこ

問題がネックになっていてできなかったことを 初で大きな牽引力になったのが原子力利用と宇宙開めてできるようにし，技術を発展させられること発でした．この流れによって伝熱工学が成熟しては大変楽しいことです．

きました．９０年頃からは積極的に応用を掲げ，-21-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

インタビュー：グループリーダーに聞く

複雑な現象にも伝熱研究の成果が浸透して行く段−今回の共同研究では，パートナーとの関係はい階になっていると私は考えています．これから，かがでしたか．またこれからのご予定は

伝熱工学はバイオテクノロジー，医療技術やマイカンタムエレクトロニクス（株）は，レーザ技術

クロ・ナノスケール技術，材料加工といった広いが専門なので，専門の強みを活かしてうまく協力

分野へ浸透し，伝熱工学を切り口とした新しい技

体制が組めました．また，このプロジェクトは終術の開発に貢献して行くと確信しています．

了したのですが，今度は先方からレーザを使った学問の発展は重要ですが，大学での工学研究はこプラスチックの溶接について協力を求められていれまでやや「純粋科学」の方に振れすぎたようなます．プラスチックの溶接は部材内部の熱拡散が気がします．工学は実社会に役立ち，生活を楽し

悪いので金属材料の溶接とは全く様子が異なりまく，人を幸福にするものでなければならないのです．ここにレーザ加熱を利用してみようというわ

す．一方では研究のシーズも実社会にたくさんこけです．まだこれからも取り組むべき課題が沢山

ろがっています．

ありますね．

−最近まで，共同研究となると大学が一企業にた−どうもありがとうございました．

めに働くように見なされて，やりにくいような雰
囲気があったそうですが．

参考文献および特許[1] 黒崎晏夫，佐藤勲，齋藤卓志：日本機械学会

そのとおりです．実は大学の特許に対する取り組論文集Ｃ編，62-599 (1996) 2864．

みかたにも注文があります．現在大学からも多く[2] 黒崎晏夫，佐藤公俊，繁友良太，齋藤卓志：の特許が申請されているのですが，実施例が多くありません．多くの大学に TLO と称して，会員企

第３７回伝熱シンポジウム，2 (2000)495．

業から会費を集めて情報を提供する組織が作られ[3] 特願平 11-343316「プラスチック成形加工方ているのですが，内輪で情報を廻すだけでは十分法」[4] 特願平 11-343395「プラスチック成形加工用ス

な社会貢献がなされていないと感じています．
特許の流通については，大学側に理工学のわかる

タンパー」

専任者をおいて，こちらの持つ特許情報を積極的に提供するとともに，需要を掘り起こす活動，言ってみれば「営業」活動が必要なのです．
−今回の共同研究提案のいきさつは
この提案は，実は別の区分に応募したのですが，「電子・情報」の区分に応募を薦められて再応募したのです．確かに電子・情報機器をプラスチッ
ク成形技術が支えている側面はありますね．先に述べたＣＤや，レーザ機器用のプラスチックレンズもそうですが，私の研究室では LSI 用コネクタについても取り組んでいます．
最近の LSI は高集積化が進んでいるので電極数も多く，片側一面に電極が現れている形になります．
これを基板に取り付ける場合にコネクタという３ｃｍ×３ｃｍ位のプラスチック板を使います．これに数百の接点があり，LSI を接合するわけです．
そこでコネクタに「反り」があってはいけないのですが，熱応力をうまく取り除いてやらなければなりません．
そこにも伝熱工学の出番があります．

伝熱2000 年 9 月-22-ワ ン ポ イ ン ト 伝 熱ワンポイント伝熱
Observation Technique for Boiling Phenomena and Gravity Effect on the Heat Transfer

大田治彦（九州大学）

Haruhiko OHTA (Kyushu University)
1. はじめにり，管軸方向の温度分布の測定には複数個の電極の通常重力場における沸騰熱伝達の研究では，現象設置を行う必要がある．基材ガラスの厚さを薄くす

に対する物理モデルの構築を目的とした研究が多い

れば，現象の変化に対する応答はきわめて良好となが，多くの場合，その出発点となる現象観察や計測

る[1]．水平配置とした場合について，管周方向の温に費やされる労力は相対的に少なく，他の論文に委度分布を測定するために，管内面へのセンサー加工

ねられる場合も多い．

法について検討中である．

微小重力環境を利用した理工学研究の一つの大き3. プール沸騰，狭あい流路内沸騰用透明伝熱面な特徴は，現象観察法や計測法の開発など，ハード
ウェアの工夫に大きなウエイトが置かれていること

プール沸騰および狭隘流路内沸騰を対象とし，伝にある．以下に数年来，筆者が行ってきた微小重力

熱面付着気泡底部の気液挙動観察，伝熱面局所熱伝環境下での沸騰実験をもとに，透明伝熱部を使用し達の評価を目的として，Fig.２に示すような透明伝て得られた実験結果のなかで 常識と非常識？？

熱面を製作した[2]．伝熱面の基材はサファイアガラ

として取り扱うにふさわしいものをいくつか選んでスであり，その上に厚さ 0.1〜0.2µm の白金製薄膜温紹介させていただく．とくに今から沸騰熱伝達に取度センサーを複数個コーティングしている．一方，り組まれる方々に，少しでも御参考になれば幸いで裏面には透明な ITO 膜をコーティングしており，こある．

れに直接通電することにより加熱が行われる．これ
ら表面温度分布と裏面加熱熱流束を厚さ方向の境界
2. 透明伝熱管条件として，伝熱面表面熱流束分布を基材内の非定

従来，最も基本的な円管を対象とした強制流動沸常熱伝導計算により求め，局所熱伝達係数の評価を騰においては，通常，加熱部に金属管を使用するた行っている．裏面加熱方式により，温度センサーとめに，沸騰様相の観察はガラス管を接続するなどし発熱体との間の電気絶縁が確実となり，同時に，表て行われているが，沸騰の状況を直接観察すること

面加熱の場合に問題となる基材への熱損失の評価のはできない．一方，ガラス管外に線状の発熱体を巻

曖昧さを排除している．ただしガラス基材の形状・いたり，二重円管を用いて温水加熱とする方法は熱寸法や物性が現象との連成により，熱伝達データに伝達データの計測という点において精度上の問題を及ぼす影響については別途検討を要する．基材がガ残す．Ｘ線による管内透視も実験実施上，簡単にはラスであるため，裏面からの気液挙動，とくに伝熱行えない．そこで加熱，観察，管内面温度計測を同面付着気泡底部の液膜挙動の観察は容易であり，直時に可能とする透明伝熱管の構造を考案した．すな

接観察のほかに反射光を利用した気液両相の判定法

わち，Fig.1 に示すように，パイレックスガラス管[3]などが若干の工夫により適用可能である．サファの内面に金の薄膜をスパッタリング法により一様に

イアガラスは高い機械的強度と同時に高い熱拡散率

コーティングし，この薄膜に通電することにより加を持つために，裏面加熱としても発泡開始までの時

熱を行うとともに，この薄膜の電気抵抗値を測定し間が短く，微小重力継続時間を有効に利用することて管内面温度に換算するものである．薄膜の厚さはができる．

0.01µm オーダであり，管壁の透明性が確保されるのさらに伝熱面上には熱伝達機構に直接関連したデで，観察結果と熱伝達データの直接対比が可能であータの一つとして，液膜厚さを測定するセンサーもる．測定される管内面温度は電極間の平均温度であ

コーティングされている．これは複数の電極を用い-23-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

伝 熱 の 常 識 と 非 常 識

4. 環状液膜内の核沸騰とドライアウト法であり，従来，主として等温二相流の実験で使用

CHF 機構の議論などでしばしば問題となる中乾されてきたものに大幅な修正を加えている．電極のき度，高熱流束下での気液挙動について透明伝熱管

個数と形状を最適化することにより，高精度の検定を使用して調べてみる．Fig.３は R113，圧力 P= 0.1

が困難な 100µm 以下の液膜厚さの測定を可能にしMPa，質量速度 G= 150kg/m2 s，入口乾き度 xin = 0.26，ている[4]．

熱流束 q= 4×104 W/m2 における気液挙動であるが，Flowて導電性液膜の電気抵抗値から液膜厚さを求める方

Fig.3 Nucleate boiling inannular flow regime(R113, P=0.1MPa,
G=150kg/m2 s, xin =0.26,
q=4×104 W/m2 )(Ohta et al. [1])Fig.1 Transparent heating tube (Ohta et al. [1])Fig.2 Transparent heating surface with thin film sensors（A model for pool boiling） (Ohta et al. [2])伝熱2000 年 9 月-24-ワ ン ポ イ ン ト 伝 熱

環状液膜内で核沸騰を生じている様子が明らかであができない．したがって擾乱波通過を繰り返すごとる．従来提案されているボイリング数を含んだ熱伝にドライパッチ面積が徐々に拡大してゆき，管内面

達整理式や Chen の整理式[5]によれば，二相強制対温度は変動を繰り返しながら上昇してゆく．ドライ

流の熱伝達への寄与が比較的小さい領域である．こ

パッチ面積が大きくなると，温度変動は小さくなる．

の条件下で重力レベルを変化させても，気泡径に変

入口乾き度が xin = 0.5 でも定性的には同様であるが，化はほとんど認められず，熱伝達も重力レベルに依CHF 熱流束を超えているにもかかわらず，擾乱波通存しない．

過直前においても依然として数多くの液膜片が残存

CHF 機構に関しては，低乾き度での DNB によるしており（エントレインメント液滴の再付着によるものと，高乾き度での環状液膜のドライアウトによ

可能性もある），管内面温度の上昇割合は乾き度 0.2

るものとの間に中間的性質のものがあることが推定の場合よりも緩慢となる．以上は微小重力下での実されている．この領域に対する実験結果の一例を示

験結果であるが地上でも定性的に大きな差異はない．

す．Fig.４は R113，圧力 P= 0.093 MPa，質量速度G= 150 kg/m2s，入口乾き度 xin = 0.2 において観察さ5. 核沸騰熱伝達に及ぼす重力の影響れた CHF 値よりもやや高い熱流束 q= 2.2×105 W/m2

この分野の研究を行っていて最も多く質問を受けにおける管内面温度 Tw，熱流束 q，熱伝達係数αのるのは，微小重力下で核沸騰の熱伝達係数は通常重経過を擾乱波の通過期間（図中の灰色の帯）と対比

力下の値よりも増大するのか低下するのかというこさせて示したものである[6]．明らかにこれらの熱伝とである．過去のプール沸騰の結果を見てみると，

達データと擾乱波の通過との同期が認められ，擾乱

実験データごとにまちまちであり，両方の結果が報波の通過後，熱伝達係数は一旦増加し，ついで減少

告されている．ここで興味あるのは，従来，報告さする．

図中▲の時刻の映像からもわかるように，れてきた核沸騰熱伝達の整理式に見られる重力の影

環状液膜中に核沸騰気泡が観察され，また環状液膜

響である．Fig.５に通常重力下における熱伝達係数は大きく拡大したドライパッチに囲まれ，リブレッとの比α/α1 と重力レベル g/g e との関係で示されるよト状に残存している．熱伝達の増加は蒸発による基

うに，重力に関して正負両方の影響が見られる[7]．

底液膜厚さの減少によるものであり，それに続く熱微小重力下でプール沸騰の実験を精度良く行うこと伝達の減少はドライパッチ面積の拡大によるものではかなりの困難を伴い，飽和状態設定の精度，使用あると推定される．液体の補給は擾乱波の通過によする設備固有の重力揺らぎや残留重力による気泡挙り行われるが，熱流束が CHF 値よりも高い場合には，動への影響（例えば伝熱面からの離脱に関して），沸擾乱波通過直前における管内面温度の上昇を擾乱波

騰開始前に蒸気空間を作らないために沸騰容器中に通過によるクエンチングにより十分に低減すること導入されたベローズによる発生気泡の圧縮やそれにFlow

Fig.4 Heat transfer data and liquid-vapor behavior at dryout heat flux in moderate quality region(R113, G=150kg/m2 s,P=0.093MPa, xin =0.2, q=2.2×105 W/m2 )(Ohta et al. [6])-25-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

伝 熱 の 常 識 と 非 常 識

重力下では熱伝達が増大する場合と低下する場合と伴う凝縮などが問題となる．
微小重力下では条件により気泡が伝熱面上で大きの両方のケースが認められる．これは透明伝熱面のく成長するので，短い周期で小さい気泡が離脱を繰

裏面映像からも確認されているように，微小重力，

り返す通常重力下のように，伝熱面平均（位置およ低圧力下では合体泡底部における一次気泡の付着面

び時間平均）の熱伝達のみを議論する方法では現象積が大きく熱流束も高いために，伝熱促進に対してを的確に捉えることが困難となる場合が少なくない．

ミクロ液膜の蒸発による正の効果と，その中でのド局所熱伝達を評価するために先に述べた伝熱面を考ライパッチが拡大することによる負の効果とがとも案し，エタノールを用いて減圧下 P= 0.01 MPa で行に顕在化してくることを考えれば理解できる．ここった航空機実験の結果について，Fig.６に熱伝達係で問題なのは，一次気泡が上部の合体気泡に吸収・数αと重力レベルを対比させて示す．すなわち横軸

合体されるまでの成長期間の反復に対して，準定常

は時刻で，重力レベルが放物状の飛行軌跡に沿って，状態が維持可能かどうかである．ロケットを使用し-2

通常重力(1g)，過重力(2g)，微小重力（10 g，便宜上た低い重力レベル(10-4 g)の実験では，飽和状態におµg と呼ぶ）の順で変化する．伝熱面は Fig.２の構

いて，合体泡発生からしばらくの間は通常重力下の造をもつ円板で，重力場において水平上向きとなる

10 倍程度の伝熱促進が観察されたが，15 秒後には準ように配置されている．図より，伝熱面中心部では定常状態を保ち得ず，合体泡底部に巨大な乾きが広熱流束の大きさにより，通常重力下に比して，微小がって CHF に至る様子が観察された[8]．

Fig.5 Effect of gravity observed in the existing correlations
for nucleate boiling heat transfer (Ohta et al. [7])No.1 (r=3.2mm)
No.2 (r=6.2mm)
No.3 (r=9.2mm)
No.4 (r=12.2mm)

No.5 (r=15.2mm)
No.6 (r=18.2mm)
No.7 (r=21.2mm)
No.8 (r=24.2mm)(a)(b)
Fig.6 Different two trends of gravity effect on nucleate boiling heat transfer;(a) heat transfer enhancement, (b)heat transfer deterioration

伝熱2000 年 9 月-26-

ワ ン ポ イ ン ト 伝 熱6. 狭あい流路内強制流動沸騰

り，成長速度がきわめて大きく流路を閉塞すること

狭あい流路内沸騰の実験に際しては，伝熱面に流になるので，一定の液体供給流量を維持する結果，入する液体の条件を厳密に規定し，とくに気泡発生

扁平気泡と液体とが非常に早い速度で複雑に入り組量すなわち熱流束によって液体速度が変化しないよむ．この結果，ドライパッチが大きく伸展することう，強制流動系を採用した．狭あい流路内沸騰ではによる伝熱劣化はごく一瞬であり，すぐにバルク液管内流と同様に，一般に流路に沿って流動パターン

体の流入によりクエンチされるので，熱伝達の変動が変化するため，熱伝達も流れ方向に変化するとし幅は大きいものの，比較的安定した除熱効果が期待て取り扱う必要がある．したがってプール沸騰の場できる．またこのような系においては重力の影響は合と同様に，薄膜温度センサーを備えた透明伝熱面認められないので，微小重力環境下において実際にを導入して，局所熱伝達の評価を可能とした[9]．実応用する場合には，地上での試験結果が適用でき，

験は航空機により行い，機内圧約 P= 0.093 MPa のも

同一熱流束で間隙幅 s= 2 mm とした場合よりも安全とに，蒸留水を使用して行った．テストセクションな作動が可能となると考えられる．

は重力場に対して垂直上向き流となるように配置し，
7. おわりに

テスト部入口における液体速度はすべての実験を通じて u in =0.06m/s で一定としている．

プール沸騰では銅ブロックの伝熱面が従来より，Fig.７は間隙幅 s= 2 mm， テスト部における入口

一つの 標準 として使用されており（私自身も使

液体サブクール度 ∆Tsub,in = 0 K，平均熱流束 qo =1.4×105 W/m2 において，幅 40 mm，流れ方向長さ 70mm の伝熱面の中央位置における表面温度 Tw,M ，局
所熱流束 qM ，局所熱伝達係数 αM を重力レベル g/ge

用しているので大変恐縮ですが），実用面でのデータと対比させて示したものである．また各重力レベルするものとして取り扱わなければ，少なくとも現象において典型的な映像も併せて示している．重力レ解明に寄与するデータは得にくいと考えられる．しベルによらず，扁平気泡は周期的に離脱する．1g 下

かし銅ブロック内部のわずかな温度の差異から表面

では扁平気泡底部におけるドライパッチの拡大によ

熱流束分布を精度良く推定することはきわめて困難

る表面温度の上昇が頻繁に見られるが，2g 下では認で，これが先に述べた透明伝熱面の製作を試みた動められない．µg では 1g 下と同様の表面温度の上昇機でもある．

を蓄積してきた．しかしこの場合，表面温度の一様性は事実上問題ないとしても，表面熱流束分布に関しては，一般に気泡底部の気液挙動に連成して変化が見られる．これに対応して 1g およびµg 下で局所上で紹介した一連の研究は過去数年間における宇熱流束や局所熱伝達係数の低下が観察されるが，µg

宙開発事業団，宇宙科学研究所，(財)日本宇宙フォ

下ではこれらの値が 2g 下の値よりも高くなる瞬間ーラム，(財)宇宙環境利用推進センターの各機関かが明確に認められる．これはドライパッチに覆われらの支援を受けて行われたものである．

て高温となっていた伝熱面が，扁平気泡の離脱時に，
記

バルク液によりクエンチされる瞬間に対応している．

号µg 下における伝熱劣化を防止する目的で，入口液体

G：質量速度、g/g e：重力レベル、n：整理式中のサブクール度のみを ∆Tsub,in = 10 K に増加させたとこ

重力の指数、P ：圧力、q：熱流束、qo ：付与平均熱ろ，Fig.８に示されるように，µg 下で大きな扁平気流束、r：半径、s：間隙幅、Tw,：伝熱面表面温度、u：

泡が停留する結果となった．上流部で凝縮が促進さ

液体速度、x：乾き度、α：熱伝達係数、α0/α1 ：通常れるために成長が停止し，離脱周期も長くなる．液

重力下と任意の重力における熱伝達係数の比、体は画面上下のフランジに隠れた部分を流れている．

∆Tsub ：液体サブクール度、τ：時刻、 (下添字）in：

伝熱面中央部には大きなドライパッチが拡がり，液加熱部入口、M：伝熱面中央局所値

体サブクール度の増加がかえって伝熱劣化を強調す
る結果となった例である．
つぎに平均熱流束を q o = 1.1×105 W/m2 として，間隙幅を s= 2 mm から s= 0.7 mm に減少させた場合，Fig.９の結果を得た．気泡は発生と同時に扁平とな-27-

Jour. HTSJ, Vol. 39, No. 158

伝 熱 の 常 識 と 非 常 識
Flow

Flow

1g

1g

2g

2g

µg

µg

Fig.7 Nucleate boiling in a narrow channel(Water, P=0.093MPa, u in =0.06m/s,
s=2mm, ∆Tsub,in=0K, q o =1.4×105 W/m2 )Fig.8 Results for increased liquid subcooling at the inlet(Water, P=0.093MPa, u in =0.06m/s,
s=2mm, ∆Tsub,in=10 K , q o =1.4×105 W/m2 )

Flow

文

献

[1] Ohta H. et al., Proc. 4th ASME-JSME ThermalEngineering Joint Conf., 4 (1995) 547.
1g[2] Ohta H. et al., ASME HTD- 354 (1997), 249.
[3] 鳥飼・山崎, 機論, 31-223 (1965), 440.
[4] Ohta H., Inoue K., Yoshida S. and Morita T.S., Physics
of Heat Transfer in Boiling and Condensation, Russian
Academy of Sciences, 539 (1997).
[5] Chen J.C., Ind. Eng. Chem. Process Des. Develop., 52g(1966), 322.
[6] Ohta H. et al., Proc. 3rd European Thermal Sciences
Conf., Heidelberg, Germany (2000) (to be published).
[7] 大田・井上・山田・吉田, 機講論, 944-4, (1994) 69.
[8] Ohta H. et al., Proc. 11th Int. Heat Transfer Conf., 2,(1998) 401.

µg[9] Ohta H. et al., Proc. 5th ASME-JSME ThermalEngineering Joint Conf., AJTE 99-6421 (1999) CD
Rom.

Fig.9 Results for decreased gap size
(Water, P=0.093 MPa, u in =0.06m/s,
s=0.7mm, ∆Tsub,in=0K , q o =1.1×105 W/m2 )伝熱2000 年 9 月-28-

Discussions on Molecular Heat Transfer Seminar in Tateyama

Masahiko SHIBAHARA (Osaka University)
Toshihiro IWAKI (Toyama University)

HP

-29-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

La

Ni

C60

La

La

Ni

-30-

Ni

,
K

-31-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

vol.39, No.156
p.3
p.5

3
JIKA

JICA

1
41-48

-32-

462

1994

行事カレンダー
本会主催行事
開催日
2001 年
5月

23 日（水）〜25 日（金）

行事名（開催地，開催国）

申込締切

原稿締切

未定

未定

第３８回日本伝熱シンポジウム（大宮，ソニックシティー）

問合先

掲載号

第３８回日本伝熱シンポジウム準備委員会
委員長 望月貞成
東京農工大学工学部機械システム工学科

本会共催，協賛行事
開催日
2000 年

行事名（開催地，開催国）

申込締切

原稿締切

’00.8/4

9月

21（金）〜
22 日（土）日本睡眠環境学会主催
第１６回睡眠環境シンポジウム（大阪ガーデンパレス）’00.7/10

9月

26（火）

日本混相流学会主催
ＭＥＭＳワークショップ「ＭＥＭＳの可能性と混相流」（日本大学理工学部駿河台校舎，９号館２階９２１室）’00.8/31

9月

27 日（水）〜29 日（金）日本流体力学会 集中講義
「流体・粒子混相流入門」（工学院大学新宿校舎 ３階大教室）’00.9/13

10月

7 日（土）〜
8 日（日）

可視化情報学会全国講演会（札幌2000）（北海道工業大学）’00.6/12’00.7/31

10月

18 日（水）〜20 日（金）

第２１回日本熱物性学会シンポジウム（名古屋市工業研究所）’00.6/16(講演申込)’00.9/18(参加申込)’00.9/11
必着

10月

19 日（木）〜20 日（金）日本機械学会 流体工学部門 講習会
流体解析設計ツールとしての「使えるＣＦＤ技術」最前線（日本機械学会 会議室）

定員８０
になり次第

11月

5 日（日）〜
6 日（月）

人間−生活環境系会議
第２４回人間−生活環境系シンポジウム（早稲田大学 国際会議場 井深ホール）’00.7/21’00.9/23

11月

10 日（金）〜11 日（土）

第４回オーガナイズド混相流フォーラム
ＯＭＦ’00‑Takayama（混相流の乱流・ダイナミクス）（高山市飛騨地域地場産業振興センター）’00.7/31’00.10/6

11月

16 日（木）日本原子力学会熱流動部会主催「格子ガス法ならびに格子ボルツマン法による流体解析入門」
初心者向け講習会（筑波大学 大学会館）

11月

21 日（火）シンポジウム「快適と健康をもたらす次世代の空調技術」

11月

29 日（水）〜 第３８回燃焼シンポジウム
12/１日（金） （アクロス福岡）’00.7/28’00.9/18

12月

14 日（木）〜15 日（金）第９回微粒化シンポジウム（つくば市 工業技術院）’00.10/6(講演申込)’00.11/24(参加申込)’00.11/10

12月

21 日（木）〜23 日（土）日本数値流体力学会
第１４回日本数値流体力学シンポジウム（中央大学理工学部 春日キャンパス）’00.9/20’00.10/31(定員50 名)’00.11/7

-33-

問合先

掲載号

第１６回睡眠環境シンポジウム実行委員会
近畿大学理工学部 梶井研究室
Tel:06‑6721‑2332, Fax:06‑6326‑0214
E‑mail:r9kajii@cced.kindai.ac.jp
日本大学理工学部機械工学科 木村 元昭
Tel:03‑3259‑0750, Fax:03‑3293‑8254
E‑mail:kimura@mech.cst.nihon‑u.ac.jp
http://www.mech.cst.nihon‑u.ac.jp/
society/multiphase/int.htm
大阪大学工学研究科
辻 裕
Tel & FAX:06‑6879‑7315
E‑mail:tsuji@mech.emg.osaka‑u.ac.jp
http://www‑mupf.mech.eng.osaka‑u.ac.jp/nyumon.html（社）可視化情報学会事務局
Tel:03‑5993‑5020, Fax:03‑5993‑5026
http://www.vsj.or.jp/svs2000/
第 21 回日本熱物性ｼﾝﾎﾟｼﾞｳﾑ実行委員会
名古屋大学工学研究科 八田一郎
Tel:052‑789‑4466, Fax:052‑789‑3706
E‑mail:a40114a@nucc.cc.nagoya‑u.ac.jp
http://wwwsoc.nacsis.ac.jp/jstp2
申込先 日本機械学会 流体工学部門
事務局 小泉まり子
Tel:03‑5360‑3500
人間−生活環境系シンポジウム実行委員会
早稲田大学 宮崎 正巳
Tel:042‑947‑6760, Fax:042‑938‑1318
E‑mail:hes2000@jshes.com
名古屋大学大学院人間情報学研究科
峯村吉泰 Tel:052‑789‑4783
E‑mail:mine@info.human.nagoya‑u.ac.jp
内山知実 Tel:052‑789‑5187
E‑mail:uchiyama@info.human.nagoya‑u.ac.jp
http://www.flow.human.nagoya‑u.ac.jp/JSMF/OMF/OMF00/
筑波大学 機能工学系 阿部豊
Tel&Fax:0298‑53‑5266
E‑mail:abe@kz.tsukuba.ac.jp（社）自動車技術会 事務局 小峰ふみ子
Tel:03‑3262‑8213, Fax:03‑3261‑2204
E‑mail:komine@jsae.or.jp
http://www.jsae.or.jp/
九州大学大学院工学研究科機械科学専攻
第３８回燃焼シンポジウム事務局
Tel:092‑642‑3467(城戸),3404(村瀬),3468(北川),Fax:092‑641‑9744
E‑mail:sympo38@comb.mech.kyushu‑u.ac.jp
http://wwwsoc.nacsis.ac.jp/csj2/csj‑j/symp38
日本液体微粒化学会事務局
慶應義塾大学理工学部 機械工学科
徳岡研究室気付 事務局長 徳岡直静
〒223‑8522 横浜市港北区日吉3‑14‑1
Tel&Fax:045‑566‑1514
E‑mail:tokuoka@mech.keio.ac.jp
東京理科大学 山本 誠
Tel:03‑3260‑4272 内3352,FAX:03‑3260‑4291
E‑mail:yamamoto@me.kagu.sut.ac.jp
http://www.rs.kagu.sut.ac.jp/〜
yamamoto/cfds14.html

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

本会共催，協賛行事（つづき）
2001 年
7月

12 日〜13 日

混相流シンポジウム２００１（北九州国際会議場）

7月

12 日〜13 日

日本混相流学会 年会講演会２００１（北九州国際会議場）

4 日〜5 日東北大学流体科学研究所 主催
The First International Symposium on Advanced Fluid
Information AFI‑2001（宮城蔵王ロイヤルホテル）

10月

九州工業大学工学部機能知能工学科 湯 晋一
Tel:093‑884‑3174, Fax:093‑871‑8591
E‑mail:yuu@mech.kyutech.ac.jp
九州工業大学工学部機能知能工学科 湯 晋一
Tel:093‑884‑3174, Fax:093‑871‑8591
E‑mail:yuu@mech.kyutech.ac.jp
東北大学 流体科学研究所 円山 重直
Tel & Fax:022‑217‑5243
E‑mail:maruyama@ifs.tohoku.ac.jp-34-

Thermal Science andEngineering

501-1193

TEL 058-293-2530 FAX 058-230-1892
1-35-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

38
13

5

23

25
331-8669
13

13

1

19

13

3

9
1

-36-

1-7-5, TEL : (048)647-4111
5

1

20

(

10

,

10

)

9:25
62

17:20

17:30
1

19:00
3-4-1

56
1,500
12

11

2,500
22

FAX

211-8686
TEL

haramy01@kanagawa-u.ac.jp FAX 045-481-5122
045-481-5661()

9:25- 9:30
9:30

11:30

9:30-10:00
10:00-10:30
10:30-11:00
11:00-11:30
12:30

14:30

14:45

17:15

12:30-13:00
13:00-13:30
13:30-14:00
14:00-14:30
14:45-15:15
15:15-15:45
15:45-16:15
16:15-16:45
16:45-17:15
17:15-17:20
17:30-19:00-37-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

(IT)

12

11

3

Design by Analysis

13 30
4
13
Phone (0863)81-8039 Fax(0863)-81-8083

706-0028

2
IC

7
430

1
20

URL

URL= http://www.pref.okayama.jp/kyoiku/shibukawa/shibukawa.htm
8,000

4,000

65
(
FAX E-mail
10

10

(

FAX

)

E-mail)719-1197
111
Phone and Fax (0866)-94-2129 E-mail: nozu@cse.oka-pu.ac.jp

113
13:00-13:30
13:30-14:00
14:00-15:20

Web

15:40-17:00
17:30-20:00
11

4
9:00-10:20
10:30-12:00
12:00-13:00

[

]

430

-38-

13 30-17 00
17 30-19 30
3
imaishi@cm.kyushu-u.ac.jp
Fax:092-583-7796
jfukai@chem-eng.kyushu-u.ac.jp
Fax:092-642-3519

13 30-14 15“ Solid/Liquid Phase Change Heat Transfer Related to Ice Thermal Energy Storage”

14 15-15 00“Radiative Heat Transfer of Arbitrary 3-D Non-gray Absorbing, Emitting and Scattering Media”
15 00-15 15
15 15-16 00“A Tandem Polymer Processing for Precise Transcription Assisted by Infrared Irradiation”(
16 00-17 00)“ Heat transfer during pressing/cooling of TV glass panels”
R. Viskanta (Purdue University)

17 30-19 30-39-

Jour. HTSJ, Vol.39, No.158

]113-0034
Tel/Fax: 03-5689-3401, e-mail: htsj@asahi-net.email.ne.jp

2,000

-40-

事務局からの連絡【会費納入について】
会費は当該年度内に納入してください。請求書はお申し出のない限り特に発行しません。会費納入状況は事務局にお問い合せ下さい。会費納入には折込みの郵便振替用紙をご利用下さい。その他の送金方法で手数料が必要な場合には、送金額から減額します。フリガナ名の検索によって入金の事務処理を行っておりますので会社名のみで会員名の記載がない場
合には未納扱いになります。
【変更届について】（勤務先、住所、通信先等の変更）
勤務先、住所、通信先等に変更が生じた場合には、巻末の「変更届用紙」にて速やかに事務局へお知らせ下さい。通信先の変更届がない場合には、郵送物が会員に確実に届かず、ある
いは宛名不明により以降の郵送が継続できなくなります。また、再発送が可能な場合にもその費用をご負担頂くことになります。
（賛助会員の代表者変更）
賛助会員の場合には、必要に応じて代表者を変更できます。
（学生会員から正会員への変更）
学生会員が社会人になられた場合には、会費が変わりますので正会員への変更届を速やかにご提出下さい。このことにつきましては、指導教官の方々からもご指導をお願いします。
（変更届提出上の注意）
会員データを変更する際の誤りを防ぐため、変更届は必ず書面にて会員自身もしくは代理と認められる方がご提出下さるようお願いします。
【退会届について】【退会届につ いて】
退会を希望される方は、退会日付けを記した書面にて退会届（郵便振替用紙に記載可）を提出し、未納会費を納入して下さい。会員登録を抹消します。
【会費を長期滞納されている方へ】
長期間、会費を滞納されている会員の方々は、至急納入をお願いします。特に、平成１１年度以降の会費未納の方には「伝熱」「THERMAL SCIENCE AND ENGINEERING」の送付を停止しており、近く退会処分が理事会で決定されます。

１．学会案内と入会手続きについて【目的】
本会は、伝熱に関する学理技術の進展と知識の普及、会員相互及び国際的な交流を図ることを目的としています。
【会計年度】
会計年度は、毎年４月１日に始まり翌年３月３１日までです。
【会員の種別と会費】
資

会員種別

格

会費（年額）

伝熱に関する学識経験を有する者
で、本会の目的に賛同して入会した
８,０００円個人
本会の目的に賛同し、本会の事業を１口賛助会員 援助する法人またはその事業所、あ３０,０００円
るいは個人
高専、短大、大学の学部および大学
学生会員 院に在学中の学生で、本会の目的に
４,０００円
賛同して入会した個人
正会員

名誉会員

８,０００円本会に特に功労のあった者で、総会
但し、70才以上
において推薦された者
は ０円

本会の発展に寄与することが期待で推薦会員 きる者で、当該年度の総会において推薦された者

０円【会員の特典】
会員は本会の活動に参加でき、次の特典があります。
1. 「伝熱」「THERMAL SCIENCE AND ENGINEERING」を郵送します。
（本年度発行予定：５，７，９，１１，１，３月号）
・正会員、学生会員、名誉会員、推薦会員に１冊送付

３．事務局について
次の業務を下記の事務局で行っております。
事 務 局（業務内容）i) 入 会 届 、 変 更 届 、 退 会 届 の 受 付ii) 会 費 納 入 の 受 付 、 会 費 徴 収 等iii) 会 員 、 非 会 員 か ら の 問 い 合 わ せ に 対 す る 応 対 、 連絡 等iv) 伝熱 シン ポジ ウム 終了後 の「講演論 文集 」の注文 受付 、
新 入 会 員 へ の 「 伝 熱 」「 THERMAL SCIENCE AND
ENGINEERING」 発 送 、 そ の 他 刊 行 物 の 発 送v) そ の 他 必 要 な 業 務・賛助会員に口数分の冊数送付
2. 「日本伝熱シンポジウム講演論文集」を無料でさしあげます。
・正・学生・名誉・推薦の各会員に１部、賛助会員に口数分の部数（但し、伝熱シンポジウム開催の前年度の３月２５日までに前年度分までの会費を納入した会員に限る）【入会手続き】正会員または学生会員への入会の際は、入会申込用紙にご記入の上、事務局宛にファックスまたは郵送で送り、郵便振替にて当該年度会費をお支払い下さい。賛助会員への入会の際は、入会申込用紙にご記入の上、事務局宛にファックスまたは郵送でお送り下さい。必要があれば本会の内容、会則、入会手続き等についてご説明します。賛助会員への申込みは何口でも可能です。

（所在地）〒 113-0034

東 京 都 文 京 区 湯 島 2-16-16
社団法人日本伝熱学会
TEL, FAX： 03-5689-3401
E-MAIL: htsj@asahi-net.email.ne.jp（ 土 日 、 祝 祭 日 を 除 く 、 午 前 10時 〜 午 後 5時 ）学 会 HP: http://wwwsoc.nacsis.ac.jp/htsj/index-j.html（注意）・申込用紙には氏名を明瞭に記入し、難読文字にはJISｺ-ﾄﾞのご指示をお願いします。
・会費納入時の郵便振替用紙には、会員名（必要に応じてフリガナを付す）を必ず記入して下さい。会社名のみ記載の場合、入金の取扱いができず、会費未納のままとなります。

（注意）
１．事務局への連絡、お問い合わせには、電話によらずできるだけ 郵 便 振 替 用 紙 の 通 信 欄 や フ ァ ッ ク ス 等 の 書 面 に て
お 願 い し ま す。
２．学会事務の統括と上記以外の事務は、下記にて行なっております。

・学生会員への入会申込においては、指導教官による在学証明（署名・捺印）が必要です。
２．会員の方々へ【会員増加と賛助会員口数増加のお願い】〒 113-8656

個人会員と賛助会員の増加が検討されています。会員の皆様におかれましても、できる限り周囲の関連の方々や団体に入会をお誘い下さるようお願いします。また、賛助会員への入会申込み受付におきまして、Ａ（３口）、Ｂ（２口）、Ｃ（１口）と分けております。現賛助会員におかれましても、できる限り口数の増加をお願いします。

-42-

文 京 区 本 郷 7-3-1
東京大学大学院工学系研究科
機械工学専攻 庄司 正弘
TEL:03-5841-6406
FAX:03-5800-6987
E-MAIL: shoji@photon.t.u-tokyo.ac.jp

39

TSE
TSE

12

9

39
223-8522

TEL: 045-566-1739
FAX: 045-566-1720
e-mail: hishida@sd.keio.ac.jp

3-14-130

107-0052
TEL/FAX:

9-6-4103-3475-5618

3F

Copyright Clearance Center, Inc.(CCC)
222 Rosewood Drive, Danvers, MA 01923 USA
Phone : (978) 750-8400 FAX : (978)750-4744

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Except in the USA
The Copyright Council of the Academic Societies (CCAS)
41-6 Akasaka 9-chome, Minato-ku, Tokyo 107-0052 Japan
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In the USA
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ISSN 1344-8692(Journal of The Heat Transfer Society of Japan)
Vol. 39, No.158

2000

113-0034

2-16-1603(5689)3401
03(5689)3401
00160-4-14749

Published by
The Heat Transfer Society of Japan
16-16, Yushima 2-chome, Bunkyo-ku,
Tokyo-113, Japan
Phone, Fax: +81-3-5689-3401

9