Deep Ocean Water Research, 18（1）, 8‒17, 2017

原著論文

久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究
Heat transfer characteristics of plate heat exchanger for desalination
using deep seawater in Kume Island
有馬博史 1・稲富諒 1・松田昇一 2

Hirofumi ARIMA1, Ryo INADOMI1 and Shoichi MATSUDA2
Abstract
The spray flash desalination system continues to attract the interest of researchers owing to its
application in ocean thermal energy conversion. The system consists of a flash chamber, fresh water tank, vacuum pump, and plate type condenser. The desalination system requires a plate typecondenser with good performance in order to improve overall system performance. The material
used for the heat transfer plate of the condenser is usually titanium. However, the use of anothermaterial, such as aluminum alloy, is proposed by the author to achieve cost reduction and improveheat transfer performance. Furthermore, a special coating aluminum alloy plate is proposed as material for plate condenser of spray flash desalination system because the aluminum alloy has low
corrosion resistance against seawater. In this study, the heat transfer performance of the material
and its corrosion against seawater were investigated using deep and surface sea water of Kume island of Okinawa Prefecture. The plate heat exchanger incorporates three kinds of aluminum alloy
plate coating, and its overall heat transfer coefficients under flowing seawater were derived. The
three coating materials are 25 μm and 100 μm thick PEEK and 5 μm WIN KOTE®, respectively. Inaddition, evaluation test for heat transfer and corrosion test of the heat exchanger under flowing
seawater were also conducted for a five months period. Results show that out of the three materials,
the 25 μm-thick PEEK coating plate had the largest overall heat transfer coefficient. The overall
heat transfer of the three materials did not change during the five months test period. However,
only the WIN KOTE® coating plate corroded owing to corrosion effects of the seawater.
Key Words: Plate heat exchanger, Heat transfer, Aluminum alloy, Deep sea water, Desalination
要旨フラッシュ蒸発法による海水淡水化装置のプレート式凝縮器の新たな材料として特殊コーティングされたアルミニウム合金板を提案し，その伝熱性能と海水に対する耐腐食性の評価に関する研究を沖縄県久米島の海洋深層水および表層水を用いて行った．実験では，25 μm厚 PEEK, 100 μm厚PEEK, WIN KOTE® 膜で特殊コーティングされた3種類のアルミ合金板をプレート式熱交換器にそれぞれ組み込み，表層水および深層水を同時に流すことで熱交換を行い，その時の熱通過率を導出した．また，この熱交換器に 5カ月連続で通水を行い，伝熱性能および腐食に関する評価を行った．その結果，熱通過率は 25 μm厚PEEKが最も良い値を示した．また，連続実験の前後では，いずれのコーティングについても伝熱性能に変化は見られなかった．腐食については，WINKOTE® のみエロージョンによる剥離で海水による腐食が発生した．
キーワード：プレート式熱交換器，熱伝達，アルミ合金，海洋深層水，海水淡水化

1

佐賀大学（〒849‒4256

佐賀県伊万里市山代町久原字平尾 1‒48）

2

琉球大学（〒903‒0213

沖縄県中頭郡西原町字千原 1番地）

久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究

1.

緒言

9

レート式凝縮器を用いた低圧水蒸気の凝縮に関する研究もほとんど行われてこなかった．海水淡水化装2013年に沖縄県久米島町に「沖縄県海洋温度差発

置では深層水による連続的な冷却により真空度を保電実証設備（以下，久米島OTEC）」が完成して実海域つ必要があるため，装置全体の性能向上には凝縮器での実証試験が開始された（池上，2015）のをきっかの性能向上は欠かせない．そこで，我々はプレートけに，2015 年米国ハワイ島で105 kWの OTECのプラ式熱交換器の伝熱面材料に注目し，現在一般に使わントが完成し運転が開始された（Makai, 2015）．また，れているチタン材料に代わる安価で伝熱性能の高い

フランスや韓国，中国などの複数の国々でも OTEC材料として，アルミニウム合金の利用を考えた．しの研究開発が盛んになっている．

かし，アルミニウム合金は海水に対して耐性が低い

ところでOTECの実用化に関する研究開発では，ために腐食対策が不可欠である．アルミ合金の腐食その複合利用に関する研究も進められているが，そ対策として，著者ら（Arima et al., 2016）はアルミ合の中でもOTECで取水した海水を二次利用する海水金に特殊コーティングを施す方法を提案し，その試淡水化に注目が集まっている．ここで用いられる海験体（テストプレート）を用いたアンモニアに対す水淡水化法は「スプレーフラッシュ蒸発式」である

る腐食の評価を行っている．コーティング条件の異が，海水淡水化で一般に用いられているRO膜法やなる3種類の試験体を熱交換器に組込み，温水とア多段フラッシュ蒸発法と比べて低エネルギーで造水ンモニアの熱交換を 3カ月連続で行い，試験体がア出来る特徴を持つ（宮武ら，1979）．佐賀大学海洋ンモニアや温水に対してほとんど腐食しないことをエネルギー研究センター久米島サテライト（以下，確認した．

久米島サテライト）では，スプレーフラッシュ蒸発

そこで，本研究ではArima et al.（2016）で用いられ式淡水化法を用いたOTECの複合利用の実証試験のたのと同一の試験体について，海水における伝熱性ため，2015 年から同装置の連続運転（浦田ら，2016）能及び腐食に関する評価を行った．実験では，コーを開始し，久米島OTECの取水管から分水された海

ティング条件の異なる3 種類のテストプレートを熱水の温度や流量の変動に対する造水量の動特性に関交換器に組込んだ装置を久米島サテライトに設置する調査を行っている．

し，深層水および表層水の通水による熱交換試験おスプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化装置は，主よび5 カ月の連続運転による伝熱性能および腐食にに海水を真空下で蒸発させるフラッシュチャンバー，関する評価を行った．本報では，これらの結果につ清水タンク，真空ポンプ，プレート式凝縮器で構成いて報告を行う．

されている．この海水淡水化法の性能向上に向けて，フラッシュチャンバー内のノズル形状（上原ら，1991;佐々木，2006），ノズルの向き（池上ら，2005），噴流の分布が造水に与える影響（佐々木，2006; Sami,2.

実

験

2.1

実験装置

2012）について議論されている．一方，フラッシュFig. 1に実験装置の概略図を示す．実験装置はテスチャンバーで発生した蒸気を凝縮させる凝縮器に関トセクションであるプレート式熱交換器，表層水給する研究はほとんど見当たらない．OTECと海水淡排水系，深層水給排水系で構成される．テストセク

水化の複合プラントの性能解析（上原ら，1994）でションとそれぞれの給排水系は，塩化ビニル製の配は，シミュレーションに凝縮器の伝熱性能を仮定し管で接続されている．テストセクションは計 4個のているが，実機で測定された値ではなく一般的な凝ポートを持つが，それぞれのポートに流入出する海縮器の推算式を使った評価にとどまっている．ま水の温度を測定するために，K型シース熱電対が設た，凝縮器については単位体積当たりの伝熱面積が置されている．また，それぞれの給水配管には流量大きいプレート式熱交換器が用いられているが，プを測定するために，渦＋超音波式体積流量計（キー有馬博史・稲富10Fig. 1.

諒・松田昇一Schematic diagram of the experimental apparatus.

エンス製：FD-P05, レンジ0‒5 L/min）および超音波流量計（同：FD-Q10C, レンジ 0‒10 L/min）が設置され て い る． こ れ ら の 測 定 値 は 全 て デ ー タ ロ ガ ーFig. 2.

（GRAPHTEC製：GL820）に集められ記録される．

Design of test plate.

表層水および深層水は，久米島 OTECの表層水および深層水の取水管に設けられた分岐バルブを介して供給される．この時，表層水は OTECの蒸発器で熱交換される前，深層水は凝縮器で熱交換された後の海水が分水される．使用後の海水は排水槽に廃棄される．
2.2

テストプレートおよびテストセクション

Fig. （2 a）〜（c）に，実験で使用したテストプレートの母材の寸法および写真を示す．テストプレートの母材はA5052アルミニウム合金製であり，幅100 mm，高さ350 mm，最大厚さ5 mm，最小厚さ3.5 mmであFig. 3.

Photo of test plates.
(a) 100 μm PEEK, (b) 25 μm PEEK, (c) 5 μm WIN
KOTE®, (d) Titanium.

る．この母材にPEEK樹脂および WIN KOTE® によるコーティングを施したものをテストプレートとして使用した．Fig. 3に3 種類のテストプレートの写真を示す．テストプレートは左から順に平均膜厚100 μmのPEEK 樹脂（以下，TP-2），25 μmのPEEK樹脂（以下，TP-1），5 μmのWIN KOTE®（以 下，TP-3）で ある．PEEK樹脂は Poly Ether Ether Ketoneが主成分のプラスチックの一種であり，酸やアルカリ，海水に強い性質を持つ．またPEEK 樹脂は母材に対して塗料のようにスプレーでコーティングされる．樹脂でFig. 4.

Test section (PHE) .

あるため熱伝導率は低く約 0.25 W/mKである．またWIN KOTE® は，工具表面のコーティングにも用いよって成膜が行われている．PEEK樹脂同様，酸アられているDLC（Diamond like carbon）の一種であり，ルカリ，海水に対して強い性質をもつ．また，熱伝炭素，ケイ素，水素を主成分として，化学蒸着法に導率はPEEK樹脂より高く，約20 W/mKである．ま久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究

11

た，この実験では比較用のテストプレートとしてついて目視による観察を行った．また，連続運転前

Fig. （3 d）に示す市販のチタンプレート（以下，TP-4）

後でのテストプレートの伝熱性能の変化につい確認も用いた．このチタンプレートは厚さ0.5 mmでヘするため，各々のテストプレートに複数の海水流量リンボーン状の伝熱面を持つ．

条件を与えて熱通過率の測定を行った．

テストセクションは，市販のプレート式熱交換器連続運転および各テストプレートの熱通過率測定（アルファラバル製：T2-BFG）のフレームとTP-1〜実験では，テストセクションに組込むテストプレー4のテストプレートで構成される．Fig. （4 a）,（b）にトの枚数を変えた．連続運転の場合，TP-1〜3のプテストプレートが組み込まれたテストセクションのレート各4枚計12枚，熱通過率測定実験では，TP-1〜写真を示す．Fig. （4 a）はTP-1, TP-2, TP-3 の 3種類，3を各4枚セッティングした．また熱通過率の比較

計12枚，Fig. （4 b）はTP-3 が4枚組み込まれた状態をのため，TP-4の熱通過率の測定も行った．この時示す．

テストプレートは4 枚セッティングした．

テストセクションのフレーム（青色の板）の片側実験条件を以下に示す．連続運転実験の場合，両には，2 種類の流体の出入口となる計4つのポート海水流量の初期値として 2 L/minを与えた．しかし，が設けられており，各ポートはFig. 3に示したテス

両海水は久米島OTECからの分水であるため，そのトプレートの穴にそれぞれつながっている．Fig. 4流量および温度は日時によって変動する．の奥にある上下のポートが深層水の出口，入口側，一方，熱通過率測定実験の場合，各海水の流量を手前のポートが表層水の入口，出口側である．

1‒4 L/minとした．また，各海水の入口温度は測定

テストセクションの諸元をTable 1 に示す．

時に得られた海水温度（表層水：29‒30℃，深層水：13‒23℃）とした．

2.3

実験方法および実験条件

これらのデータは，連続運転実験の場合 1 分毎に本研究は，Fig. 1の装置を久米島サテライトに設

5 カ月間，熱通過率の測定では1 秒毎に2分間データ置して行った．実験では，久米島OTECから分水さロガーに記録された．また，熱通過率の整理にはれた表層水，深層水を任意の流量でテストセクショ

2 分間値の平均値を用いた．

ンに流した．テストセクションで両海水の温度差により熱交換が行われるが，熱交換後の両海水の温度を測定することで熱通過率を求めた．

2.4

データ整理

データ整理に用いた熱通過率 U［W/m2K］は以下

また本実験では海水の通水により，海水がテストの方法で導出した．熱通過率の導出では表層水の熱プレートのコーティング面および伝熱性能に与える交換量Qh［W］，伝熱面積As［m2］，対数平均温度差影響について確認するため，両海水をテストセクΔT lm［℃］を用いて式（1）で求めた．

ションに流した状態で5カ月間の連続運転を行った．
実験後には，各テストプレートの伝熱面の状態にTable 1.

U＝Qh（A/ sΔT lm）（1）

Specifications of test plates.

Material
Number of plate
Number of channel (Hot/Cold side)
Plate thickness d [m]Total heat transfer area As [m2]Total cross section area of flow channel Ac [m2]Thermal conductivity k［W/mK］
Equivalent diameter Deq [m]TP-1〜3TP-4

Aluminum alloy (A5052)
4 or 12
3/2 or 7/6
1.5×10−3
6.7×10−2/2.0×10−1
3.15×10−4/7.35×10−4
140
3.00×10−3

Titanium
43/2
0.5×10−3
8.0×10−2
4.49×10−422
4.16×10−3有馬博史・稲富12

ここで，Qh およびΔT lm は以下の式で求めた．

諒・松田昇一トも表層水流速の増加に伴い，熱通過率が増加して

Qh＝mhCph（Th,in−Th,out）（2）(Th , in－Tc ,out )－(Th , in－Tc , in )ΔTlm ＝ln((Th , in－Tc ,out )/(Th ,out －Tc , in ))（3）いる．なお，本実験と同一のテストプレートを用いたアンモニア強制対流沸騰熱伝達の実験（Arima et al.,2016）では TP-3の熱通過率が一番高い値を示しており，今回の結果とは異なっている．沸騰を伴うアン

ここで，mh［kg/s］は表層水の質量流量，Tc,in, Tc,out

モニアの熱伝達では，強制対流による影響のみでは［℃］は深層水の入口・出口温度，Th,in, Th,out［℃］はなく核沸騰による熱伝達も大きく寄与する．著者ら

表層水の入口・出口温度，Cph［J/kg K］は表層水の（有馬ら，2016a）によるTP-1, 3と同じコーティング材定圧比熱である．

を用いたプール核沸騰の研究において，WIN KOTEはPEEKに比べて核沸騰による熱伝達率が高いこと

また，表層水流速は以下の方法で求めた．
Vh＝mh/ρhAc（4）

ここでmh［kg/s］は表層水の質量流量，ρh［kg/m ］
3は表層水の密度である．

が明らかになっている．なお，これはコーティング材の熱抵抗の大小によるものであった．よって相変化を伴わない本研究における熱伝達率の結果とは異なる傾向を示したことがわかる．
ところで，Fig. 5より表層水の流速に対する熱通過3.

結果および考察3.1

熱通過率の測定

各テストプレートの伝熱性能の評価のため，連続運転開始前における熱通過率 U について測定を行い比較を行った．Fig. 5にTP-1〜4 の熱通過率について率の相関が得られたことから，ウィルソンプロット法（Wilson, 1915）を使って表層水側の平均熱伝達率hh［W/m2K］を求めた．ウィルソンプロット法では平均熱伝達率と流速Vh の相関式を以下のように与える．
1/hh∝Vh−0.8（5）表層水側流速 Vh に対する値を示す．また，Fig. 5に式（5）では熱伝達率と流速は比例関係にあることは異なる深層水流量（mc＝1および2 L/min）におけを示していることから，式（5）は比例定数C1 を与える結果が示されている．

ることで以下のように表すことができる．

Fig. 5よりアルミ合金テストプレートの熱通過率はTP-1 が最も高い値を示し，ほぼ同等のTP-2, TP-3の1/hh＝C1Vh−0.8（6）

順で値が減少している．ヘリンボーン伝熱面を有し一方，熱交換器の熱通過率は，高温側と低温側のたTP-4との比較では，平滑面である TP-1〜3が明ら熱伝達率hh，hc，伝熱面の厚さ t［m］およびその熱かに熱通過率が低い．また，いずれのテストプレー

伝導率k［W/mK］を使って以下のように与えることができる．
1/U＝1/hc＋t/k＋1/hh（7）

式（7）の第一項，第二項を定数と仮定し，さらに式（6）を代入して，以下の式を与えた．
1/U＝C0＋C1Vh−0.8（8）Fig. 6に各テストプレートの式（8）の相関を示す．
Fig. 5.

Comparison with overall heat transfer coefficientagainst surface seawater velocity before the fivemonths period test.

また，Fig. 6 の相関より得られた式（8）の係数 C0, C1をTable 2に示す．
式（6）の両辺の逆数をとることで，以下の式で熱久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究

Table 2.

Coefficients of Eq. (8) for each test plate.
C0TP-1
TP-2
TP-3
TP-4

Fig. 6.

Table 3.

Coefficients of Eq. (11).

C1−3

1.818×10
2.059×10−3
1.604×10−3
1.096×10−3

13C2−42.290×10
3.155×10−4
3.593×10−4
6.579×10−5

TP-1
TP-2
TP-3
TP-4

Correlations of overall heat transfer coefficientFig. 7.

0.01690.01230.01080.0625Comparison with correlations of Nu number.

against surface seawater velocity.

伝達率を表すことができる．
hh＝（1/C1）Vh0.8

研究で得られた熱源側の熱伝達率の推算式との比較（9）

さらに，この相関式の無次元化することで，熱伝達率をヌッセルト Nu数とし，さらにその式をレイノルズRe数およびプラントルPr数の関数として式（10）で表した．この時，係数C2 はTable 2の値と表層水の物性値を用いて式（11）から求めた．

をFig. 7に示す．Fig. 7は縦軸をNuh/Prh1/3 と横軸をRehで表した．ここで比較に用いた従来の研究による推算式は以下の式である．
中岡らの式（中岡ら，2000）
Nuh＝0.048Reh0.8Prh1/3（15）

西田らの式（西田ら，2008）

Nuh＝C2Reh0.8Prh1/3（10）

Nuh＝0.067Reh0.8Prh1/3

C2＝（1/C1）（Deqh0.2/νh）0.8（Pr/ h1/3kh）（11）

Maslovの式（尾花ら，1974）

ここで，Deqh［m］は表層水側流路の相当直径，νh

Nuh＝0.02Reh0.8Prh0.43

（16）

（17）

［m2/s］は表層水の動粘度，kh［W/mK］は表層水の熱Fig. 7より，比較に用いた TP-4が同一のRe 数で最伝導率である．また，Nu数，Re数，Pr数は以下のも高いNu数を示し，また式（16）に近い値が得られ式で定義される無次元数である．

た．一方，本実験で提案したプレートの中ではTP-1

Nuh＝hhDeqh/kh（12）Reh＝VhDeqh/νh（13）

Prh＝μhCph/kh（14）が伝熱性能が最もよいことがわかる．また TP-2とTP-3はほぼ同程度の伝熱性能を示している．また
TP-1〜3のテストプレートは平滑面であるため，式（17）のMaslovの平滑平板に対する式に近い値を示した．

ここで，μh［Pa・s］は表層水の粘度である．
式（11）で求めたC2 の値をTable 3に示す．
これらの推算式と，従来のプレート式熱交換器の3.2

5カ月連続運転における熱通過率の変化

Fig. （8 a）〜（c）に，5カ月連続運転において測定さ有馬博史・稲富14

諒・松田昇一Fig. 9.

Time variation of overall heat transfer coefficientduring the five-months test.

また，14日目，93日目については，停電や機器の停止によりデータロガーへの記録がされなかったた
め，流量及び温度のデータが0 を示している．
Fig. （8 c）は表層水，深層水のテストセクション出口温度の経時変化を示す．実験開始から47日目までの両海水の温度はほぼ同じ値を示しているが47日目から125日目までは徐々に温度差が開いてゆき，最終的に約5℃差を示している．熱交換器の出口温度は，入口温度，流量およびその時の熱交換量によって決まる．ここでは，まずFig. （8 a）の結果で示したように，72〜92日の期間に表層水流量が徐々に減少しているのに対して，深層水流量はほぼ一定である．
また，Fig. （8 b）で示した両海水の入口温度もほぼ一Fig. 8.

Time variation of several values during the five-定である．よって，表層水流量の低下による表層水

months test.

側からの熱交換量の減少で，深層水側の入口からの温度上昇が少なくなった．結果的に深層水側出口のれた各状態量の経時変化を示す．Fig. （8 a）は表層水，温度が徐々に低下したことを示している．

深層水の体積流量，Fig. （8 b）は表層水，深層水のテ

これらの値から計算された熱通過率の 5 カ月連続ストセクション入口温度の経時変化を示す．いずれ運転期間における経時変化をFig. 9に示す．熱通過の値も測定日によって大きく変動していることがわ

率は47日目を境に，その前後で値が増加している

かる．Fig. （8 a）の表層水流量は初期流量を 2 L/min

ことが分かる．この変化はテストプレートの伝熱性と与えたものの 0.5‒2.5 L/minの範囲で，深層水流量能の変化も考えられる一方，両海水の流量および入も1‒3 L/minの範囲で変動した．特に，表層水の流口温度も変動があることから，次節で各々のテスト量は72 日目から 92日目まで徐々に減少した．両海プレートについて検証を行った．

水は久米島OTEC の海水取水管から分水されているため，その稼働状況や深層水の利用状態によって大3.3

テストプレート伝熱面への影響きく変動する．一方，Fig. （8 b）より表層水入口温度海水のテストプレートへの影響について確認するは30〜20℃まで徐々に減少している．これは実験期ため，TP-1〜3 のテストプレートの5 カ月連続運転間が8月期から翌1月期まで行われたため季節変動後のコーティング面の目視による観察を行った．目によるものである．なお，15日目，47日目，137日目

視に用いたテストプレート写真およびコーティングから152 日目に両海水の流量がほぼ 0となっている．

面で変化が見られた箇所のうち，特徴的な箇所につ久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究

Fig. 10.

15

Photos of each coating plates after the five-months test (SW: Surface seawater side, DW: Deep seawater side).

いて拡大した写真をFig. 10（a）〜（c）に示す．まず，れなかった．これはコーティング厚さが TP-1の約Fig. 10（a）（i）およびFig. 10（b）（i）に示した
TP-1と4倍であるため，エロージョンによる変色にまで至TP-2のテストプレートの場合，表層水側（SW）のらなかったと考えられる．

プレートのみ，海水が出入りする穴の周辺が茶色に変色していることが観察される．これは，表層水にFig. 10（c）の WIN KOTEの場合，コーティング面の一部が白く変色していることがわかる．

よるものではなく，表層水供給系の配管由来の錆でFig. 10（c）（ii）
で示すように変色は出入口の穴周辺あることが明らかになっているため，それ以外の変に特に集中しており，海水中の塩分の結晶が付着し化について観察を行った．

たものであった．この塩分を取り除いた後のコーFig. 10（a）（ii）に示す TP-1の深層水側（DW）の海ティング表面を観察したところ，コーティングが完水出入口の穴周辺にはコーティングが変色した部分全に剥離し，母材が露出していることが明らかとが多数観察された．この変色は有馬ら（2016b）の同なった．また露出した母材は腐食していた．この剥コーティング材を使用したアンモニア沸騰下での腐離は出入口の穴周辺に集中していることから，海水食試験においても同様な変色が観察され，さらにそとの摩擦によるエロージョンが考えられる．塩分結の変色部の切断面の観察により，コーティングの変晶の付着の過程として，海水のエロージョンによる質や母材であるアルミ合金の腐食はなかったことが剥離→母材の腐食→塩分の結晶成長が考えられる．

述べられている．この原因として，コーティング表

なお，剥離のない箇所については，塩分の付着はな面から発生した沸騰気泡の流動によるエロージョン

かった．

であると推察している．本実験の温度条件では沸騰5 カ月連続運転によりTP-1, TP-3の海水出入口部は発生しないが，表面を2.2〜6.6 cm/s 程度で海水が分の流水による変色および剥離が発生したが，それ連続的に通過するため，有馬ら（2016b）の結果と同以外の領域やTP-2での変化は観察されなかった．

様に，摩擦によるエロージョンであることが考えら

また，これらの変化についてもいずれも高速の流水れる．また，本実験では変色部の断面観察は行われによる影響であったため，コーティング厚さの調整ていないが，同様にコーティングの剥離や母材の腐により対策が可能である．

食はないものと予想される．
一方，同じPEEK樹脂で厚さが異なるTP-2の場合，Fig. 10（b）（ii）に例として示すように変色は観察さ

3.4

5カ月連続運転における熱通過率の比較

各テストプレートの 5カ月連続運転による伝熱性有馬博史・稲富16

諒・松田昇一た．有馬ら（2016b）は，PEEKおよびWIN KOTE伝熱面の変質により熱伝達率が変化することを報告しているが，本実験では伝熱面の変化は見られず，熱通過率への影響もなかったものと考えられる．

ま4.とめ

アルミ合金を特殊コーティングしたテストプレー
トを組み込んだプレート式熱交換器を用いて，表層水・深層水を熱源とした伝熱性能の評価を行った．
また，5 カ月の連続運転を行い海水に対する腐食の有無と伝熱性能への影響について検討を行い，以下の結果が明らかとなった．
1） コーティングされた 3 種類のテストプレートを全て用いて行った5 カ月連続運転では，熱通過率の大きな増減が観察されたが，海水流量の変化に起因しているものであった．
2） 連続運転前後での各々のテストプレートの表面状態の比較では，WIN KOTEプレートのみ表面の一部に腐食が観察された．強い海水の流れによりコーティングが破壊されたと考えられる．
それ以外のプレートについては大きな異常は観察されなかった．
3） 各々のテストプレートの連続運転前後での熱通過率の比較では，いずれのテストプレートもほとんど変化が見られなかったことから，海水の連続通水による伝熱性能の影響はないことが分
Fig. 11. Comparison with overall heat transfer coefficientagainst surface seawater velocity between before andかる．
4） 熱通過率および平均熱伝達の比較によりコー
ティングされた 3種類のテストプレートの中でafter five-month period test.

25 μm厚PEEK樹脂のものが一番良い伝熱性能を能の変化について評価するため，その前後の熱通過示した．しかし，チタンプレートとの比較では率について比較を行った．Fig. 11（a）〜（c）に各テス1/4〜1/6程度の熱伝達率しか得られなかった．

トプレートの熱通過率の連続運転前後の比較を示す．また，Fig. 5 と同様に深層水流量mc＝1 および謝辞

2 L/minにおける結果を同時にプロットした．図より，

この研究は，JSPS 科研費15K00637 および佐賀大いずれのテストプレートにおいても連続運転の前後

学学内研究プロジェクトにより資金の一部の助成をで熱通過率に大きな変化は見られなかった．3.3節の受けたものである．ここに記して感謝する．

コーティング面の観察で述べたように，TP-3の局所での腐食を除いてTP-1〜3での変化は見られなかっ久米島海洋深層水を利用した海水淡水化用プレート式熱交換器の伝熱性能に関する研究

参考文献
有馬博史・緒方大智・小山幸平（2016a）コーティン
グされたアルミニウム伝熱面におけるアンモニ
アプール沸騰熱伝達．日本伝熱学会論文集，
24, 23‒30.
有馬博史・小山幸平（2016b）コーティングされたア
ルミニウム合金のアンモニア沸騰環境下における利用可能性．軽金属，66, 498‒502.
Arima, H., R. Inadomi and Koyama, K. (2016) Heat transfer
characteristics of plate heat exchanger using coated-aluminum plate for ammonia boiling. The 27th International Symposium on Transport Phenomena,
ISTP27-041.

池 上 康 之・ 佐 々 木 大・ 合 田 知 二・ 上 原 春 男（2005）スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化に関する実験的研究（噴流方向の影響）．日本
海水学会誌，59, 68‒73.
池上康之（2015）再生可能エネルギーにおける安定電源の役割を目指す海洋温度差発電の新しい展
開―沖縄・久米島から始まった海洋温度差発電の系統連系―．日本マリンエンジニアリング学
会誌，50, 54‒58.
Makai Ocean Engineering (2015) Makai Connects WorldʼsLargest Ocean Thermal Plant to U.S. Grid, http://www.
makai.com/makai-news/2015_08_29_makai_connects_otec/.

宮武 修・富村寿夫・井手雄一・藤井 哲（1979）
スプレフラッシュ蒸発に関する実験的研究．日本機械学会論文集，45, 1883‒1891.
中岡 勉・西田哲也・津田 稔・秋月隆宏・海保

17

健・福田喜伸・池上康之・上原春男（2000）プ
レート式凝縮器の性能評価（冷媒 HFC410Aおよび HFC404Aの場合）．OTEC, 8, 1‒14.
西田哲也・中岡 勉・一瀬純弥・池上康之（2008）
ヒートポンプ用プレート式凝縮器の実験的研究―冷媒がHFC134aの場合―．空気調和・衛生工学会論文集，138, 19‒28.
尾花英明（1974）熱交換器設計ハンドブック．工学
図書，東京，pp. 640‒643.
Sami, M. and Y. Ikegami (2012) On the evaporation of superheated water drops formed by flashing of liquidjets. International Journal of Thermal Sciences, 57, 37‒
44.

佐々木 大（2006）上向き噴流式フラッシュ蒸発海
水淡水化に関する研究．佐賀大学大学院工学系研究科 博士論文，137 pp.
上原春男・Erich, S.・宮良明男・古賀 透・日野雅貴（1991）スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化に関する研究―ノズル形状の影響について―．日
本海水学会誌，45, 16‒21.
上原春男・中岡 勉（1994）インテグレートハイブ
リッドサイクルを用いた海洋温度差発電プラン
トと淡水化プラントの性能解析．日本海水学会
誌，5, 21‒53.
浦田和也・安永 健・岩崎君夫・池上康之・兼島盛吉（2016）久 米 島 に お け る 海 洋 温 度 差 エ ネ ル
ギーの複合利用に関する基礎研究．海深研，
17, 55.
Wilson E. E. (1915) A basic for rational design of heattransfer apparatus. Transactions of ASME, 37, 47‒70.

（2017年4月25日受付；2017年7 月11日受理）