アンモニア/水を用いた海洋温度差発電におけるアンモニア 水を用いた海洋温度差発電における熱交換器の評価に関する研究
池上康之*1，稲富純一*2，後藤寛和*3，森﨑敬史*4

Performance evaluation of heat exchangers in ocean thermalenergy conversion system using ammonia/water as working fluid
Yasuyuki IKEGAMI*1, Junich INADOMI
Hirokazu GOTO and Takafumi MORISAKI*1 Institute of Ocean Energy, Saga University
Honjo-machi 1, Saga city, Saga, 840-8502 JapanAn ammonia/water is used for the ocean thermal energy conversion system (OTEC) to decrease
an irreversible loss in heat exchangers and to improve the system performance. However, It has been
not an enough temperature crossing occoured in the condenser though occoured in the evaporator inan actual heat exchangers. Therefore, it is thought that the clarification of characteristic in heatexchangers is important. At this time, logarithmic temperature difference (LMTD) method is used forthe performance evaluation in heat exchangers in OTEC. LMTD method is limited when consideredthat physical properties of fluids are constant in heat exchangers. Then, a generalized mean
temperature difference (GMTD) method is introduced into the evaluation of characteristics of heatexchangers that uses ammonia/water in this paper. The change of the physical properties value offluids in heat exchangers could be considered in GMTD method. GMTD was introduced into theevaluation of heat exchangers of OTEC using ammonia/water and the influence given to theevaluation of the characteristic, effectiveness, and system characteristics was clarified.
Key Words : Logarithmic mean temperature difference method, Generalized mean temperature
difference method

らの方法は，理論的にはその有効性が示されているが，1. 緒

言

海洋温度差発電(OTEC)は，再生可能な自然エネルギーの一つであり，特に発電だけでなく海水の淡水化や海洋深層水の利用など複合利用が可能なためその実用化の推進が期待されている。海洋温度差発電は、利用できる温度差が従来の火力発電や原子力発電と比較して小さいために，各構成機器の性能向上に留まらず，各構成機器の性能を考慮したシステム全体の高効率化が重要となる。
OTEC システムの高効率化の研究は，長年数多く行われているが，その一つとして近年アンモニア/水の非共沸混合流体を作動流体として用いる方法が注目されている。これ実験的には十分その特性が活かされているとはいえない。
アンモニア/水を作動流体として用いた場合，熱交換器での不可逆損失の低減が期待される一方，純物質を用いた場合より，一般的に熱交換器の伝熱性能の低下が懸念されている。これらの特性を十分活かして混合流体を用いれば一層の高性能化が期待されるが，十分その特性が活かされなければ反って性能が低下する場合がある。これまでのアンモニア/水を用いたシステム実験によると，性能を向上させるための凝縮器での凝縮温度および凝縮圧力の低減が十分でないことが指摘されている。これらの問題を解決し，アンモニア/水を作動流体として用いた
海洋温度差発電の一層の高性能化を実現するためには，この熱交換器内の現象を解明し，評価を確立することが*1

佐賀大学（〒840-8502 佐賀県佐賀市本庄 1）*2
佐賀大学大学院 工学系研究科．
*3
佐賀大学大学院 工学系研究科．
*4
佐賀大学 理工学部．
E-mail: ikegami@ioes.saga-u.ac.jp

重要と考えられる。
アンモニア/水は，熱交換器内で相変化の際に温度が大きく変化する特性を有するが，超臨界 CO2 と水を媒体として用いるヒートポンプシステムの熱交換器においても CO2 の2. 熱交換器内温度変化と評価

比熱をはじめ温度など物性値が大きく変化する。このよ宇多村
うな超臨界CO2 を用いた熱交換器の評価に対して，らは，従来から用いられている対数平均温度差法

2.1 アンモニア/水の特性
アンモニア 水の特性

図１に、アンモニア/水の気液平衡線図を圧力が0.1MP、0.5MPa および1.0MPa に(Logarithmic Mean Temperature Difference : LMTD)と異な対してそれぞれ示す。アンモニアと水の沸点の差が大きる一般化平均温度差法(Generalized Mean Temperature

いために、露点と沸点の差が最大で 100℃程度と大きくDifference Method, GMTD)の適用を提唱している(1)。このような状況の中，GMTD 法がアンモニアおよびアンモニア/水を用いた海洋温度差発電等の熱交換器の評価およびそのサイクル計算に及ぼす影響は，十分明らかにされていない。
そこで,本研究ではアンモニア/水を用いた海洋温度差発電の熱交換器の特性の解明とその評価方法の確立を目的として、その評価にGMTD を導入して解析を行う。さらに、GMTD が計算および実験における GMTD の有効性およびその特性について考察する。

なる。海洋温度差発電においてアンモニア/水を作動流体として用いる場合、その最適組成は y=0.8 以上と評されており、その範囲での露点と沸点の差は、約80℃である。
一方、海洋温度差発電では、利用できる温度差が小さいために、露点から沸点まで熱交換器内で変化しない。蒸発器の後に、分離器を設けており、蒸発器を二相で出た後、飽和蒸気と飽和液に分離される。通常、蒸発器および凝縮器内でのアンモニア/水の温度変化は 3～5℃程度が期待されている。温度変化としては、従来の 100℃前後の廃熱を利用したアンモニア/水の発電システムに比記 号
2A： 伝熱面積 [m ]c

： 比熱 [J/kg・K]
一般化平均温度差 [K]h： 比エンタルピ [J/kg]

K： = mc [W/K]

L： 熱交換器長さ [m]LMTD ：15℃から25℃と小さいために、その影響は大きくなる。

対数平均温度差 [K]& ： 質量流量 [kg/s]
m
M： 等負荷の計算要素数

Q： 熱負荷 [W]q： 等負荷の計算要素 [W]T： 温度 [K]γ ： 流量比 ( = m& WF / m& WF )x

： 熱交換器長手方向位置 [m]y：アンモニア/水の組成(=混合物質のアンモニアの質量分率)[kg/kg]
添 字

CS ： 冷海水

150
Temperature T [oC]

GMTD ：

べるとその温度変化は小さいが、利用できる温度差が、

100

500
P=1.0 [MPa]P=0.5 [MPa]P=0.1 [MPa]

-50
00.5
Mass fraction Y [kg/kg]

1Fig.1 T-y Diagram
2.2 アンモニア/水を用いた熱交換器内の温度変化
アンモニア 水を用いた熱交換器内の温度変化
図 2(a)および図 2(b)にアンモニア/水を作動流体として用H： 高温流体側いた場合の熱交換器内の温度変化を概念的にT-X 線図おI： 入口

よびT-Q 線図で示す。両図とも、上部の実線と１点破線

L： 低温流体側が、蒸発器内の温海水と作動流体の温度変化を示し、下M： 等負荷の計算要素数部の 2 点破線と実線が、凝縮器内の作動流体と冷海水のO： 出口温度変化を示している。サイクル熱効率を高めるために

S： 熱源

は、熱交換器の伝熱性能を向上させて、これらの熱源とWF ： 作動流体
WS ： 温海水作動流体の温度差を小さくすることが重要となる。
従来から熱交換器内の温度変化は、図 2(a)に示される
ようにT-X 線図で示され、その熱源温度と作動流体温度

= −(30301414K
K−)(TH − TL )dx （2）&&mH cH mLcL

281226

Temperature T [oC]

Temperature T [oC]

2812度差が位置の関数として求められたので，これを流路入2610102424Warm seawater
Working fluid(Eva)Working fluid(Con)Cold seawater

22050
Length ratio X [m/m]Warm seawater
Working fluid(Eva)Working fluid(Con)Cold seawater

822100Fig.2(a) T versus X

高温流体と低温流体間で熱交換を行う際の両流体間の温050
Enthalpy ratio h [kJ/kJ]

8

口から出口まで積分することで，総熱交換量Q を評価することができる。すなわち，流路の入口・出口間の距離をL とすれば，100Fig.2(b) T versus Q

LQ = ∫ K (TH − TL ) dx
0=Kの温度差の評価に LMTD が用いられてきた。一方、図2(b)に示すように、アンモニア/水の温度変化を T-Q 線図として示すと、蒸発器内は，熱交換器の出入口の間で熱源と作動流体の温度差が最も大きくなり，凝縮器内では(THI − TLO ) − (THO − TLI )L(T − TLO )ln HI(THO − TLI )= K∆TLMTD L

小さくなる点が存在することがわかる。特に，凝縮器で（3）は，このピンチポイントは，出入口の温度だけでは評価である。このとき，仮想的な平均温度差，いわゆる対数できず，熱交換器の性能を限定してしまう場合があるこ

平均温度差ΔTLMTD は次のようになる。とが確認できる。これらの特性は，純アンモニアにおいては現れない。そこで，本研究では，これらの問題を解∆TLMTD =決する方法として，アンモニア/水を用いた評価方法にGMTD を導入し，LMTD との比較を行いながらその有効(THI − TLO ) − (THO − TLI )(T − TLO )ln HI(THO − TLI )（4）性について検討する。
3. 平均温度差の定義
アンモニア/水を用いた熱交換器の内の温度差の評価にGMTD 法を導入するにあたって、本節では、従来の対数平均温度差(LMTD)であるΔTLMTD と一般化平均温度差(GMTD) ΔTGMTD について比較して示す。
3・・1 対数平均温度差の導出(2)

図 3 に向流型熱交換器における流体温度の分布を横軸に距離をとり概念的に示している
隔板上の任意の位置における微小部分（幅：dx，奥行き：単位長さ）を通して高温流体から低温流体へ伝えられる伝熱量 dQ は，熱通過係数を K とすると微小部分の面積がdx であるので，dQ = K {TH ( x ) − TL ( x )}dx（1）となる。このとき，熱通過係数K など物性値が関与する係数が一定とすると，高温流体はdx の区間を通過する間

Fig.3 Schematic flow diagram of Kalina cycle
3・・2 一般化平均温度差の導出(1)熱交換器内で流体の物性値が変化することを考慮する場合，図 3 に示す器内の微小伝熱要素 x～x+dx では次式が成立する。ここで，Ui は一定と限定されない局所での熱通過係数である。にこの分だけ熱エネルギーを失い，低温流体はdx の区間

dQ = Ui dAi ∆T

を通過する間に同じ量の熱エネルギーを受け取ることか

式（5）を積分型に直して，ら，高温流体の混合平均温度の変化dTH および低温流体の混合平均温度の変化dTL より，高温流体と低温流体の間の温度差（TH-TL）に関する次の方程式が得られる。

dTH − dTL = d (TH − TL )Q0dQ（5）Ai∫ ∆T (Q ) = ∫ U dA
00ii（6）

ここで，一般化平均温度差ΔTGMTD を次式で定義する。

11 Q0 dQ=∆TGMTD Q0 ∫0 ∆T (Q)（7）

に対する熱源流量（mS）の流量比γ（=mWF/mS）を変化させ，アンモニア/水の組成が一定の場合に、最もGMTD

さらに，温度積分(式(7))は次式で近似する。
Q0∫

0と LMTD を小さいできる作動流体圧力に対する GMTD

MdQ2q
=∑
∆T (Q) j −1 (∆T j − ∆T j +1 )（8）と LMTD の比較の一例をそれぞれ蒸発器と凝縮器に対して示している。
このとき、アンモニア/水の組成はy=0.95

よって，ΔTGMTD は，次式で近似することができる。

∆TGMTD = M

4・・2 流量比のGMTDと LMTD への影響
図5
流量比のおよび図6 に、アンモニア/水の場合の作動流体流量（mWF）である。蒸発器における条件は、温海水入口温度30℃および出口 28℃で、作動流体の入口条件は飽和液とした。

M（9）

2
∑
j =1 ( ∆T j − ∆T j +1 )

凝縮器における条件は、冷海水入口温度 8℃および出口10℃で、作動流体の出口条件は飽和液とした。
図中には、同条件下において最もGMTD と LMTD を小さくできる作動流体圧力を併せて示している。
図 5 より、蒸発器において、いずれの流量比の条件で4. GMTD と LMTD の比較
4・・1 純アンモニアとアンモニア/水の比較
純アンモニアとアンモニア 水の比較

図4 にも、GMTD が LMTD より小さくなっている。各値ともγの増加とともに、急激に小さくなっている。これの条

純アンモニアおよびアンモニア/水の場合の蒸発器および凝縮器におけるLMTD およびGMTD の評価の比較の2

一例を、温海水入口温度が 30℃および冷海水入口が 8℃

Pure ammonia
Ammonia/water(Eva)
Ammonia/water(Con)に対して熱源温度変化 2℃、アンモニア/水の組成が1.5

y=0.95 の場合について示す。表 1 に、このときの入力の作動流体の温度を 0.1℃刻みで与えそのときの LMTD お
よび GMTD を算出した。図から，純アンモニアの場合，GMTD計算条件を示す。
計算は、表１に示す入力条件に対して、
1LMTD および GMTD の値は全く同じとなるが，アンモニア/水では，それぞれ異なる値となっている。特に、蒸0.5発器では、GMTD が、LMTD よりいずれの条件でも大きくなり、凝縮器では、GMTD が、LMTD よりいずれの条0件でも小さくなることがわかる。

0.5

1LMTD

1.5

Fig. 4 GMTD versus LMTD

Table 1 Calculation conditions
Parameter

Value

Warm source inlet temperature [℃]30

Warm source outlet temperature [℃]28

Cold source inlet temperature [℃]8Cold source outlet temperature [℃]

10Pure ammonia temperature in Evaporator [℃]27～27.9

Pure ammonia temperature in Condenser [℃]

10.1～11Ammonia/water inlet temperature in Evaporator [℃]27～27.9

Ammonia/water outlet temperature in Evaporator [℃]29～29.9

Ammonia/water inlet temperature in Condenser [℃]

8.1～9Ammonia/water outlet temperature in Condenser [℃]

10.1～11

Evaporator inlet mass fraction [NH3 kg/kg]

0.95

2

件では、ピンチポイントが温海水入口部になっている。

この条件では、ピンチポイントが冷海水の出入口の両端

この状態を State A とする。γ=0.013 付近で、GMTD とではなく出入口の間になっている。この状態をState B とLMTDは、ともに最も小さくなっている。
この条件では、する。
γがState B より大きくなるとわずかながらGMTD

ピンチポイントが温海水の出入口の両端になっている。とLMTD は大きくなっている。この条件では、ピンチポ

この状態をState B とする。
γがState B より大きくなるとイントは冷海水の出口温度になっている。この状態をわずかながら GMTD と LMTD は大きくなっている。こState C とする。凝縮器内の作動流体圧力は蒸発器に比べの条件では、ピンチポイントは温海水の出口温度になって、γとともに緩やかに上昇する。ている。この状態をState C とする。State B までは、蒸発

図7(a)および(b)に、蒸発器および凝縮器におけるState A

器内の作動流体圧力は急激に上昇するが、その後穏やかState B およびState C の一例を、組成がy=0.95 とy=0.80な変化である。にしてそれぞれ示す。y=0.8 の方が、y=0.95 より相変化の図 6 から，凝縮器において、流量比γが 0.013 より小さい範囲では、GMTD がLMTD より小さく、0.013 より際の温度変化が大きいため、作動流体の温度変化も大きくなっている。

大きい場合は、GMTDがLMTDより大きくなっている。
両値ともγの増加とともに、GMTD はγ=0.005、LMTD

4・・3 凝縮器におけるピンチポイントへの組成の影響はγ=0.013 までは急激に小さくなっている。これらの条

図8 は，凝縮器におけるピンチポイントにアンモニア/水

件では、ピンチポイントが冷水入口部になっている。この組成がどのように影響するか明らかにするために、各の状態をState A とする。GMTD は、γが0.005 から0.013組成に対して流量比γ（=mWF/mC）とGMTD を最小にす付近で、LMTDはγ=0.013で最も小さい値を示している。

る凝縮器内作動流体の圧力を示す。すなわち，凝縮器内11.20.80.50.60.4

Pressure P [MPa]1PressureLMTD(Condenser)
GMTD(Condenser)

0.6

0.58

0.50.56

0.2
00.02
0.04
0.06
0.08
Floating volume ratio γ (=mWF/mWS) [kg/kg]

00.1

00.02
0.04
0.06
0.08
Floating volume ratio γ (=mWF/mWS) [kg/kg]

Fig. 5 ΔT versus γ (Evaporator)

31

31

Warm seawater
State A
State B
State C30
Temperature T [ C]

Temperature T [ C]

Fig. 6 ΔT versus γ (Condenser)

Warm seawater
State A
State B
State C30

0.54
0.1o2928292827272626
050
Enthalpy ratio h [kJ/kJ]

Fig. 7(a)-1 T versus h (y=0.95 [kg/kg])

100

050
Enthalpy ratio h [kJ/kJ]

Fig. 7(a)-2 T versus h (y=0.80 [kg/kg])

100

Pressure P [MPa]1.4
Average temperatures fluctuate [oC]

Pressure
LMTD(Evaporator)
GMTD(Evaporator)oAverage temperatures fluctuate [oC]1

State B
State C
Cold seawater

State A
State B
State C
Cold seawater

12

Temperature T [oC]

Temperature T [oC]12111091110988050
Enthalpy ratio h [kJ/kJ]

010050
Enthalpy ratio h [kJ/kJ]

100

Fig. 7(b)-1 T versus h (y=0.95 [kg/kg])

Fig. 7(b)-2 T versus h (y=0.80 [kg/kg])

で作動流体温度が冷水温度以下にならない下限の圧力のない下限の圧力を種々の冷海水温度変化に対する一例と一例を示している。計算条件は、この図は、4.2 節と同様して示している。計算条件は、4.2 節と同様な手法で冷水な手法で冷水入口温度 8℃，出口温度 11℃に対して示し

入口温度8℃およびアンモニア/水の組成がy=0.95 の場合ている。図から､組成y が低くなるにつれて，State B の流について、冷海水温度変化が2℃から5℃の結果について量比γが徐々に大きくなっていることがわかる。これは、示す。図9 から，熱源温度差が大きくなるにつれて，State組成 y が小さくなると作動流体の温度変化が大きくなるB の範囲が広くなっていることがわかる。さらに，熱源からである。さらに，組成が低くなるにつれてStateA と温度差が大きくなるにつれて，State C の下限の圧力が高State C の下限の圧力の差は小さく，State B の圧力の変化くなることが確認できる。なお、いずれの条件でもStateは小さくなることが確認できる。組成 y が小さいほど大A の流量比γは、ほとんど同じ値である。

きな流量比γで，State B になることがわかる。
5. サイクル計算におけるGMTD
サイクル計算における4・・4 凝縮器におけるピンチポイントへの冷海水の温サイクル計算において熱交換器の伝熱性能を GMTD

度変化の影響図 9 は，凝縮器におけるピンチポイン
トに冷海水の温度変化がどのように影響するかを明らか

および LMTD で評価した場合の相違を明らかにするこにするために、各組成に対して流量比γ（=mWF/mC）と

図 10 に、本研究で対象としたアンモニア/水を作動流GMTD を最小にする凝縮器内作動流体の圧力を示す。すとにより、それぞれの特性を検討する。
体として用いたカリーナサイクルのOTEC のフロー線図

なわち，凝縮器内で作動流体温度が冷水温度以下になら
0.65

0.640.6State C

0.620.55

0.5

Pressure P [MPa]Pressure P [MPa]State CState B
State A0.45

Y=0.99 [kg/kg]
Y=0.95 [kg/kg]
Y=0.90 [kg/kg]
Y=0.85 [kg/kg]
Y=0.80 [kg/kg]

0.4

00.02

0.04

0.06

0.08

Ratio flow rate γ (=MWF/MCS ) [kg/kg]

Fig. 8 P versus γ

0.1State B0.6

Y=0.95 [kg/kg]
TCSI=8[oC]P-γ graph
TCSO =13[oC]
TCSO =12[oC]
TCSO =11[oC]
TCSO =10[oC]
Temperature crossing change
TCSO =13[oC]
TCSO =12[oC]
TCSO =11[oC]
TCSO =10[oC]0.58

0.56State A
0.54
00.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

Ratio flow rate γ (=mWF/mCS) [kg/kg]

Fig. 9 P versus γ

0.14

0.16

Thermal efficiency η [%]642LMTD
GMTD

Fig.100

Schematic flow diagram of kalina cycle0246(UA)E,C [kW/K]

8(×104)

Fig. 11 P versus (UA)E,C

0.59

1.05

30
929.5

0.58

1.03
PI (LMTD)
PI (GMTD)
PO (LMTD)
PO (GMTD)

1.02
1.01
10.57

0.56

Temperature T [oC]

Pressure P [MPa]

1.04

8.5
TI (LMTD)
TI (GMTD)
TO (LMTD)
TO (GMTD)

29828.5

7.5

2870.990.980.550246(UA)E,C [kW/K]

80(×104)

Fig. 12(a) P versus (UA)E,Cを示す。図11 は，カリーナサイクルのサイクル計算において，LMTD を使った場合と GMTD を使った場合のサイクル熱効率の比較の一例を蒸発器と凝縮器の伝熱性能（UA）E,C に対してそれぞれ示している。図 12(a)および(b)は，図11 のときのタービン出入口圧力およびタービン246(UA)E,C [kW/K]

8(×104)

Fig. 12(b) T versus (UA)E,Cくなるためである。同じ（UA）E,C に対してGMTD によるサイクル計算の各状態点は，蒸発器ではLMTD より圧力で 20kPa、温度で 0.5℃程度，凝縮器では圧力で 5kPa，温度での差が，0.5℃程度の差が確認された。

出入口温度を示している。このサイクル計算は、温水入

6. 実験におけるGMTD
実験における口温度30℃，冷水入口温度8℃，組成0.95 kg/kg，作動流熱交換器の性能評価におけるGMTD と LMTD の特性

体流量10kg/s，温水流量780kg/s，冷水流量1220kg/s、再の違いを明らかにするために、アンモニア/水を作動流体

生器の伝熱性能（UA）RG＝100[kW/K]を基本条件とし，として用いたOTEC 実験に適応して検討する。

蒸発器および凝縮器の伝熱性能（UA）E,C を 7,000～
クル熱効率においては、大きな違いは確認されなかった

6・1 実験方法および実験条件
図13 に本研究で使用したアンモニア/水を作動流体として用いた OTEC のフが、（UA）E,C の増加に伴い，タービンの出入口圧力およロー線図を示す。サイクル特性と熱交換器の評価の関係

び温度差は大きくなっている。GMTD のタービン出入口を明らかにするために，作動流体の流量を変化させて実圧力および温度はいずれの条件でも LMTD のものより験を行った。実験装置は， 30kW 海洋温度差発電実験装

90,000[kW/K]と それぞれ変化させて計算を行った。サイ大きくなっていることがわかる。これは，同じ出入口温置を用いた。表 2 に主な実験条件を示す。蒸発器のサイ度条件で，蒸発器ではGMTD が大きく，凝縮器では小さ

クルに与える特性を明らかにするために，温水の温度お20

Bypass Valve

Evaporator

6Separator

Turbine No.1

Turbine No.2

7Dynamometer

41811V

11Regenerator

14Net power WNET [kW]51011L Turbine Drain
Separator Absorber

312Heater
1389Tank 21Diffuser

Condenser

15
Working FluidPump 2

AfterCondenser
2

Warm Sea
Water Pump

Working Fluid
Pump 1

Fig. 13

Tank 1

Cold Sea
Water Pump

161412

Schematic flow diagram of OTEC
10

Table 2 Experimental conditions

Fig. 14 WNET versus mWF

Value

Warm source inlet temperature [℃]313Warm source volumetic flow rate [m /h]

400

Cold source inlet temperature [℃]83

Cold source volumetic flow rate [m /h]

400

Opening ratio of governor [%]25

Evaporator inlet mass flow rate [t/h]5,6,7,8,9,10,12

Evaporator inlet mass fraction [NH3 kg/kg]

0.98

Average temperatures fluctuate [o C]

Parameter

681012Mass flow rate of working fluid mWF [t/h]

よび流量を変化させて実験を行った，本報では温水温度
31℃､温水流量400m3/h，冷水温度10℃，冷水流量400m3/h，

4.5
43.5
3
Eva(LMTD)
Eva(GMTD)
Con(LMTD)
Con(GMTD)

2.52

組成y=0.98kg/kg を基本条件とし，作動流体流量を変化さ

681012Mass Flow rate of working fluid mWF [t/h]せて実験を行った。タービン効率の影響を少なくするとFig. 15 ΔT versus mWF

ともに，広い条件範囲での実験を可能にするために，タービン入口静翼角度調節用ガバナ開度が，25%となるように発電機によるタービンへの負荷を調整した。実験は験におけるGMTD と LMTD の評価の違いは，熱交換器15 分の定常運転を行い，その算術平均値を用いて解析を内の物性値の変化の影響を大きく受けることがわかる。

行った。なお，アンモニア/ 水の物性値はM-PROPATH(Ibrahim and Kelein)(3)を用いて計算を行った。

7. 結論
本研究では，アンモニア/水を用いた海洋温度差発電の6・・2 実験における GMTD と LMTD
図 14 に実験から得た作動流体流量に対する正味出力の変化を示す。

熱交換器の特性の解明およびその評価方法の確立を目的

図 15 に図 14 のときの蒸発器および凝縮器におけるのことが明らかになった。

LMTD およびGMTD を示す。図14 から作動流体流量の1.

増加とともに正味出力は上昇しているが，作動流体が 6として，その評価にGMTD を導入して解明を行い，下記純アンモニアにLMTD法およびGMTD法をそれぞれ導入した場合，値は全く同じであるが，アンモニ～7t/h をピークに減少している。図15 から作動流体流量ア/水に適応した場合は，蒸発器ではGMTD が大きの増加とともに蒸発器および凝縮器での LMTD およびく，凝縮器では，LMTD が大きいことが明らかにGMTD の値が近づいていることがわかる。熱源に対してなった。

作動流体流量が多くなると，熱交換器における作動流体の温度差が小さくなる。そのため，熱交換器内での作動流体の物性値の変化が小さくなり，LMTD と GMTD の値が近付いたものと考えられる。これらの結果より，実2.

サイクル計算において，GMTD とLMTD はサイクル効率にはほとんど影響しないが，温度および圧力等には，5～20 kPaおよび0.5℃程度の差が確認された。

3.

アンモニア/水を用いた OTEC 実験データに対して適応した場合，熱交換器でのLMTD とGMTD が大きく異なる条件では，熱交換器内で物性値が大きく変化していることがわかった。
文

献(1) Motoaki UTAMUTA, Konstantin NIKITIN andYasuyoshi KATO, Generalization of Logarithmic
Mean Temperature Difference Method for Heat
Exchanger Performance Analysis, Thermal Science& Engineering, Vol. 15, No.3 (2007) , pp. 163-172.
(2) The Japan Society of Mechanical Engineers, HeatTransfer, (2006), pp. 183-186.
(3) PROPATH group, A Program Package ofThermo-physical Properties of Fluids, Version11.1,
PROPATH Group.