ＯＴＥＣ
スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器のVol. 22 (2017)，27〜35
伝熱性能評価スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器の伝熱性能評価有馬博史*1，管 慶信*2，松田 昇一*3
Heat transfer characteristic of plate condenser using aluminum alloy plates for spray flash
seawater desalination
Hirofumi ARIMA*1, Yoshinobu SUGA*2, Shoichi MATSUDA*3*1
Institute of Ocean Energy, Saga University
1-48, Hirao, Kubara-aza, Yamashiro-cho, Imari-shi, Saga, 849-4256, Japan*2
Department of Mechanical Engineering, Saga University
1-Honjo, Saga-shi, Saga, 840-8502, Japan*3
Department of Mechanical System Engineering, University of Ryukyus
1 Senbaru, Nishihara-cho, Nakagami-gun, Okinawa 903-0213, Japan

Abstract
The spray flash seawater desalination is one of the application for multipurpose use of Ocean Thermal Energy System. The
desalination system consists of the flash evaporation chamber, plate condenser and vacuum pump. The desalination method is
as follows: the warm surface seawater is provided into the flash chamber which is vacuumed by vacuum pump and is evaporated
under low pressure, and the vapor is condensed to pure water by the cold deep seawater into the plate condenser. The
performance of the desalination system depends on the performance of the flash chamber and condenser. Therefore, theoptimization of heat transfer characteristic for both devices are necessary. In this study, the author considered that the
improvement of the heat transfer performance of the plate condenser. To improve it, usage the aluminum plate are proposed.
However, the aluminum alloy has low anticorrosion for seawater. Then, the author proposed the coating the aluminum alloy by
PEEK resin and WIN KOTE film for plate condenser. There coating substances have high anticorrosion for the seawater, andalso acid and alkaline. In this experiment, two different thickness of PEEK resin coating 25 and 100m were prepared. The
measurement of the condensing heat transfer coefficient of the plate condenser installed the proposed new three plates into thedesalination system were performed in a range of the flow rate of cold water 1- 20 L/min, the temperature of cold water 5 and
10ºC, the flow rate of hot water 1.2 and 1.8 L/min, and the temperature of hot water 35 and 40ºC. The saturated pressure is 2.1~ 5.1 kPa (Tsat = 18.3 ~ 33.2ºC)．The comparison with the heat transfer performance when using the conventional titanium
plate were also performed. The Results show that the overall heat transfer coefficient of WIN KOTE and 25m PEEK coatedplate is the largest in the all test plates. In addition, the condensing heat transfer of aluminum plates are larger than that oftitanium.
Key words : Condenser, Spray flash desalination, PEEK resin, WIN KOTE film, Aluminum alloy

1. 緒

言

スプレーフラッシュ蒸発を用いた海水淡水化装置は，海洋温度差発電 (OTEC) と組み合わせて運用することで効率的でかつ低コストで淡水化が可能 (上原, 池上, 1999) となる．佐賀大学海洋エネルギー研究センター久米島
原稿受付 2017 年 8 月 4 日
佐賀大学海洋エネルギー研究センター （〒849-4256 伊万里市山代町久原字平尾 1-48）*2
佐賀大学理工学部機械システム工学科 （〒840-8502 佐賀市本庄町１番）*3
琉球大学工学部工学科（〒903-0213 沖縄県中頭郡西原町字千原１番地）
E-mail of corresponding author: arima@ioes.saga-u.ac.jp
*1

27

28

有馬 博史 , 管 慶信，松田 昇一

サテライトでは，日本で唯一稼働している OTEC プラントである沖縄県海洋温度差発電実証設備で利用された海水を用いてスプレーフラッシュ蒸発海水淡水化の複合利用に関する研究 (浦田他, 2016) を行っており，OTEC の出力変動や実海域の海水温の変動による動的な影響について評価が進められている．ところで，スプレーフラッ
シュ蒸発海水淡水化法は，真空状態のフラッシュ蒸発器に 30℃程度の海洋表層水を導入し，海水の急激な減圧により水蒸気を発生させ，その水蒸気をプレート式凝縮器で凝縮して真水を作る方法である．この時，凝縮器の冷却には 5~10℃程度の海洋深層水が用いられる．よって，淡水化装置の性能を示す指標の一つである造水量は，表層水温度とフラッシュ蒸発器内の飽和温度との温度差で得られる過熱度をいかに大きくするか，またその装置内でいかに効率よく海水を蒸発させられるかによって大きく左右される．そのため，この淡水化装置の性能は主にフラッシュ蒸発器の性能に大きく左右される．このようなことから，スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化に関する研究は，フラッシュ蒸発室内のノズル形状 (上原他, 1991) やノズル向き (池上他, 2005) にあるいは噴流の分布が造水に与える影響に関する研究 (佐々木, 2006), (Sami, et al., 2012)などが進められてきた．一方，凝縮器はフラッシュ蒸発器からの水蒸気の凝縮および系内を常に負圧を保つのに十分な能力が要求される．しかし，この淡水化装置における凝縮器に関する研究はほとんど行われていない．また，この淡水化法で使用される凝縮器は，
メンテナンスが容易なことと凝縮性能が良いこととから，OTEC でも使用されているプレート式熱交換器が一般的に使われている．またプレート式熱交換器の伝熱板材料としては，OTEC および淡水化装置ではチタンが使われている．著者ら(Arima, et al., 2016, 有馬他, 2016)は過去に OTEC 用プレート式蒸発器の伝熱面材料についてチ
タンに代わる材料として，特殊コーティングされたアルミニウム合金製の伝熱板への利用を提案し，膜厚とコー
ティング方法の異なる複数のテストプレートをプレート式熱交換器に実際に組み込み，アンモニア(Arima, et al.,2016)や海水環境下(有馬他, 2016)での伝熱性能や腐食に関する検討を行ってきた．その結果，アンモニアや海水環
境下でも数か月程度であれば十分に連続的な使用が可能で，また比較的良好な伝熱性能が得られることを確認した．そこで，このテストプレートをスプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化装置の凝縮器へも適用可能と考え，凝縮器の伝熱性能の向上や淡水化装置の性能向上の可能性について検討することにした．本報では特殊コーティン
グのアルミニウム合金板を海水淡水化装置へ組み込み，凝縮熱伝達率の測定および淡水化装置性能の評価について報告する．
2. 記： 流路断面積[m2]

As： 伝熱面積Cp： 定圧比熱Ac号
x： 質量分率

[-]

[m ]

W

： 質量分率[-][J/kgK]

ギリシャ文字2

Deq： 水力相当直径[m]h： 熱伝達率[W/m2K]k： 熱伝導率[W/mK]

添字： 粘度[Pa・s]： 動粘度[m2/s]l： プレート高さ

[m]

c

： 冷水

L

： 潜熱

[J/kg]

DW： 造水量 (計測)m

： 質量流量[kg/s]

h

： 温水

Nu

： Nusselt 数

[-]

in

： 入口

P

： 圧力

[Pa]

L

： 液相

Q

： 熱交換量

[W]

out

： 出口

Re

： Reynolds 数

[-]

sat

： 飽和

t

： テストプレート： プレート厚さ

[m]

T

T

： 温度

[℃]

TH

： 造水量 (理論)U

： 熱通過率[W/m2K]V, v： 気相，蒸気側

V

： 流速

[m/s]
3. 実

3・1 実験装置

験スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器の伝熱性能評価

図 1 に実験装置の概略図を示す．装置はテストセクション (プレート式凝縮器) ，フラッシュ蒸発器，清水タンク，真空ポンプ 1 (ULVAC 製: DTC-22, 到達圧力 1.0×103 Pa, 排気速度 24 L/min)，真空ポンプ 2 (ULVAC 製: DA30D, 到達圧力 6.7×103 Pa, 排気速度 36 L/min), 排出ポンプ (日機装製: マグネットギアポンプ，MG213XPD1710S，全圧 0.25MPa，出力 34W)，温水タンク，冷凍機 (オリオン製: RKW1500B-V-G1，冷却能力 5.3kW) で構成
されている．なお，真空ポンプを 2 台で装置を構成した理由として，真空ポンプ 2 では到達圧力が不足することと，一方，真空ポンプ 1 だけでは排気速度が不十分なため，大気圧から排気時にのみ補助的に真空ポンプ 2 を併用した．
実験では，まず温水タンクから任意の流量の温水を，予め 2 ~ 5kPa に真空ポンプで減圧されたフラッシュ蒸発器に流入させる．その時，温水の一部がフラッシュ蒸発器のノズルから噴流となり出てくる過程でフラッシュ蒸
発により水蒸気となる．その水蒸気は凝縮器で冷水によって凝縮され，真水となり清水タンクに貯蔵される．この一連の過程における冷水，温水および水蒸気の状態量を測定するための流量計，圧力計，温度計が装置の各所に設置されている．温水タンクからフラッシュ蒸発器へ供給される温水の流量測定には，渦+超音波式体積流量計(キーエンス製: FD-P05，精度 ±0.5％ of F.S.)，冷水の体積流量測定は電磁流量計 (キーエンス製: FD-M10AT，測定精度 ± 1.6% of F.S.)，フラッシュ蒸発器内の真空圧力の測定には圧力変換器 (横河電機製: FP101A，測定範囲
0 ~ 50kPaA，測定精度 ± 0.06%)，温度の測定には K 型熱電対 (林電工製: ST6，クラス 1，誤差 ±1.5℃) を用いた．また，これらの測定値はデータロガー (GRAPHTEC 製: GL820) に集められ記録された．

3・2 テストプレート
図 2 にテストプレートの概略図と写真を示す．本実験で使用したテストプレートの母材は A5052 アルミニウム
合金製である．テストプレートの寸法は高さ 350mm，幅 100mm，厚さ 3.5mm (伝熱面，最薄部) である．本実

T

PHE

T

Inlet

OutletT

T

Flowmeter
Valve

Flash
chamberOutletInlet

DataloggerP T

P Pressuretransducer
T Thermocouple

Test section

T

T

ImmersingheaterRefrigerator
VP
1

VP
2

Vacuum pump

Pure watertank

Dischargepump

Hot watertank

Fig. 1 Schematic diagram of experimental apparatus.
Heat transfer area andflow channel

100

20.0

228.0

350
300
194

70

Front face

Back face

Photo

Fig. 2 Design of test plate.

TP-2

TP-1
TP-3
Fig. 3 Photos of test plates.

TP-4(TP-1: 25m-PEEK, TP-2: 100m-PEEK, TP-3: WIN KOTE, TP-4: Ti)

29

30

有馬 博史 , 管 慶信，松田 昇一

験では，著者らの先行研究 (Arima, et al., 2016, 有馬他, 2016) と同様にテストプレートとして，この母材に膜厚25m の PEEK 樹脂でコーティングしたプレート (以下，TP-1) と膜厚 100m の PEEK 樹脂でコーティングしたプレート (以下，TP-2)，膜厚 5m のWIN KOTE (以下，TP-3) でコーティングを行った 3 種類のアルミニウム合金製プレートを採用した．図 3 にテス
トプレート TP-1~3 の写真を示す．また，本実験では，アルミニウム合金製プレートとの比較用にヘリンボーンタ
イプの既成のチタン製プレート (以下，TP-4) を採用した．TP-1~3 は TP-4 を模したものであるが伝熱面は平滑面となっている．これらのテストプレートは各 4 枚準備した．またこれらを既成のプレート式熱交換器のフレーム(アルファラバル製: T2-BFG) に組み込むことでテストセクションを構成した．なお，テストセクションの有効総伝熱面積，蒸気側流路断面積，プレート厚さおよび熱伝導率を表 1 に示す．
Table 1 Specification of plates
Plate type

TP-1

TP-2

TP-3

TP-4

Material

PEEK

PEEK

WIN KOTE

Titanium

Thickness of coating [m]Number of channel (Cold water/ Vapor)

25

100

5

-

3/2

3/2

3/2

5/5

Plate thickness t [mm]

3.5

3.5

3.5

Total heat transfer area Ac [m ]2

Cross-sectional are of surface vapor
channel Acv [m2]Thermal conductivity kT [W/mK]

0.5

6.7×10

6.7×10

6.7×10

1.8×10-1

2.1×10-4

2.1×10-4

2.1×10-4

7.5×10-4

140

140

140

22

-2

-2

-2

3・3 実験方法
実験では，前節で示した 4 種類のテストプレート (TP-1 ~ 4) を凝縮器にそれぞれ組み込み，各々のテストプレートにおける凝縮熱伝達率の測定を行った．なお本実験では温水を大気圧下で供給したため不凝縮性ガスを含んだ場合における凝縮熱伝達率を測定することとなる．4 種類のテストプレートはそれぞれ 4 枚一組 (チタンのみ
9 枚一組) としてテストセクションである PHE に組込まれた．実験中に系内で測定された状態量は全てデータロ
ガーに集められ，5 秒間隔で 3 分間記録された．また，データ整理にはそれぞれの値の 3 分間の平均値が用いられた．再現性確認のため各々の条件で 3 回測定を行なった．
実験条件として，表 2 に示す冷水体積流量，温水体積流量，冷水温度，温水温度，飽和圧力を与えた．
Table 2 Experimental conditions
Flow rate of cold water mc [L/min]

1, 2.5, 5, 10, 15, 20

Temperature of inlet cold water Tc, in [℃]5, 10Flow rate of hot water mh [L/min]

1.2, 1.8

Temperature of inlet hot water Th, in [℃]35, 40Saturated pressure Psat [kPa]

2.1 ~ 5.1 (Tsat = 18.3 ~ 33.2 ℃)

3・4 データ整理
凝縮器の伝熱性能は，熱通過率 U [W/m2K]で整理を行った．U は以下の式から導出した．

U  QC /( As Tlm )(1)

ここで QC [W]は冷水熱交換量，As [m2]はプレートの総伝熱面積，Tlm [℃]は対数平均温度差である．また，QC，
Tlm はそれぞれ次式で求めた．

31

スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器の伝熱性能評価QC  mc Cpc (Tc ,out  Tc ,in )(2)

Tlm  (Tc ,out  Tc ,in ) / ln((Tsat  Tc ,in ) /(Tsat  Tc ,out ))(3)

ここで mc [kg/s]は冷水の質量流量，Cpc [J/kgK]は冷水の定圧比熱，Tc,in [℃]は冷水入口温度，Tc,out [℃]は冷水出口温度である．また，Tsat [℃]はフラッシュ蒸発器内の圧力を飽和圧力 Psat [Pa] としたときの水の飽和温度であり，その温度は PROPATH (Propath Group, 2016) で求めた．
次に，平均凝縮熱伝達率 hv [W/m2K] は，熱通過率 U c [W/m2K]と冷水側熱伝達率 hc [W/m2K]を用いて，以下の熱抵抗の式から求めた．

1 / hv  1 / U  (t / kT  1 / hc )(4)

ここで，t [m]はテストプレート厚さ，kT [W/mK]はテストプレートの熱伝導率である．
冷水側熱伝達率 hc は，本研究と同一のテストプレートを用いて行った海洋表層水および深層水による熱交換器
実験で得られた次の推算式を用いた．

Nuc  hc Deqc / kc  C1Rec0.8Prc1/ 3(5)

ここで，Deq [m]は水力相当直径，kc [W/mK]は冷水の熱伝導率である．また式(5)の Re 数と Pr 数はそれぞれ Rec =VcDeqc/c, Prc = cCpc/kc で定義される冷水における値である．係数 C1 はテストプレートの毎に表 3 の値を与えた．
Table 3 Coefficients of Eq. (5)C1
TP-1
0.0169TP-20.0123TP-30.0108TP-4
0.0625

4. 結果

4・1 海水淡水化装置の性能
凝縮器の凝縮熱伝達率の測定の前に，本実験装置が海水淡水化装置としての性能の確認を行った．図 4 は過熱度に対する凝縮器の熱交換量の変化を示す．ここで過熱度Tsat [K] は，フラッシュ蒸発器のノズル出口温度 Th, inと蒸発器内の飽和温度 Tsat との温度差である．なお，ノズル出口温度はノズルに供給される温水タンクの温水温度を使った．図 4 より過熱度の増加に比例して熱交換量も増加していることが分かる．テストプレートの比較では，Tsat < 8 K では TP-1 および TP-3 の熱交換量が一番大きく，またTsat > 8 K では TP-4 が最も高い熱交換量を示している．
次に本装置における造水量の妥当性について検討するため，図 5 に計測された造水量 mDW [kg/s] と温水流量 mh[kg/s] の比で求められる計測淡水化比について，過熱度との関係を示す．計測淡水化比についても過熱度にほぼ比例てして増加している．一方，理論造水量 mTH [kg/s] と温水流量から求められる理論淡水化比は以下の式で与えられる．

mTH / mh  CpL Tsat / L(6)

図 5 に理論淡水化比 mTH/ mh の値を実線で示す．計測淡水化比の値は，Tsat > 10 を除いて理論淡水化比と一致する．佐々木 (2006) による同海水淡水化法を用いたフラッシュ蒸発器に関する研究でも淡水化比について同様な傾向を示していることから，淡水化装置としても正常に動作していることが確認できた．

32

有馬 博史 , 管 慶信，松田 昇一

2000

6
TP-1
TP-2
TP-3
TP-4

Qc [W]

mDW/mWS x 100 [%]

5

1000

4

TP-1
TP-2
TP-3
TP-4
CpLTsat/L

3
2
1

0
0

10
Tsat [K]0020Fig. 4 Heat flow rate against degree of superheat

10Tsat [K]20

Fig. 5 Desalination water rate against degree of superheat

4・2 熱通過率および熱交換量のテストプレートによる比較
冷水流速に対する熱通過率の変化について，一例として TP-3 の場合の結果を図 6 に示す．図 6 より温水流量
1.8 L/min の場合は，Vc < 0.35 m/s で冷水流速の増加に伴い熱通過率が増加し，それ以降の流速ではほぼ一定の値を示すことが分かる．これは Vc > 0.35 m/s では熱源側流速の増加に伴う冷水側熱伝達率の増加がなく，その値がほぼ一定になっているものと考えられる．一方，温水流量 1.2 L/min の場合は，Vc < 0.35 m/s で冷水流速の増加に伴い熱通過率が増加し，それ以降の流速では逆に低下していることが分かる．一方，図は割愛するが，異なるテストプレートについて同一の冷水流量で熱通過率を比較した場合，図 6 に示した TP-3 が最も高い値を示した．
4・3 平均凝縮熱伝達率および Nu 数のテストプレートによる比較
図 7 に平均凝縮熱伝達率 hv と蒸気流量 mv との関係を示す．図 7 よりいずれのテストプレートでも蒸気流量の増加に伴い平均凝縮熱伝達率が増加していることが分かる．
図 7 で示した平均凝縮熱伝達率と蒸気流量をもとに，図 8 に NuL (=hvl/kL)と ReL (= mvl/(AcvL)) で整理したものを示す．ここで，Acv は蒸気側流路断面積，l はプレート高さである．
図 8 より，テストプレートの違いに寄らず ReL 数に対してほぼ同一の傾向を示した．また，TP-4 が最も大きい値を示す．また TP-1~3 のコーティングプレートでは，ReL < 0.7 の Re 数が低い領域ではほぼ同一の値を示しているが，ReL > 0.7 では TP-2 が最も大きな値を示していることが分かる．
図 9 は凝縮熱伝達率について従来の推算式との比較を示す．ここでは，上原他 (機械学会編, 1986) による膜状凝縮における強制対流波流と強制対流乱流との式との比較を行った．
強制対流波流: NuL=8.06H-1/10PrL1/3R-1/2ReL8/15(7)

強制対流乱流: NuL=0.156H1/15PrL1/3R-1/2ReL4/5(8)

ここで，H (=CpLTsat/L)は顕潜熱比, R (=(LL/VV)1/2) は密度粘度比である．
図 9 に示すように式 (7) および (8) の推算式と測定値との比較では，Re 数に対して増加する傾向は一致する
ものの，Nu 数の値は大きく異なることが分かる．本実験での熱伝達率が著しく低く評価されている．このことから，不凝縮ガスによる凝縮熱伝達率の低下を考え，次節でそれに対する評価を行った．

33

スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器の伝熱性能評価1500

TP-3

Coldwater Hotwater
5℃
35℃ 1.2L/min
5℃
35℃ 1.8L/min
5℃
40℃ 1.2L/min
5℃
40℃ 1.8L/min
10℃ 35℃ 1.2L/min
10℃ 35℃ 1.8L/min
10℃ 40℃ 1.2L/min
10℃ 40℃ 1.8L/min

600

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

1000

2

U [W/m2K]

800hV [W/m K]

1000

400

500

200
0
0

0.5

VC [m/s]

1

0
0

1.5

1

2

3

4

mV [kg/s]

56[10-4]

Fig. 6 Overall heat transfer coefficient of 4 types test

Fig. 7 Condensing heat transfer coefficient of 4 types test plate

plate against cold water flow rate.

against vapor mass flow rate.

500

5000

400

4000

NuL

NuL

300
200
TP-1
TP-2
TP-3
TP-4

100
0
0

1
ReL

Exp. data
Forced convection wavy flow
Forced convection turbulent flow

3000
2000
1000
0
0

1
ReL

2
[107]

Fig. 8 NuL vs. ReL

2[10 ]
7

Fig. 9 Comparisons of Nu between correlations andexperimental data.

4・4 不凝縮ガスの平均凝縮熱伝達率への影響
不凝縮ガスに対する平均凝縮熱伝達率への影響について以下の比較を行った．天野他 (2004) はオープンサイ
クル OTEC において，不凝縮ガスを含む温海水を蒸発後に減圧下で凝縮させた場合，不凝縮ガス濃度 Wng の増加に対して，不凝縮ガスが含まれない場合の理論熱交換量である Qs と実測された冷水熱交換量 Qc の比が急激に低下することを示している．そこで本実験結果についても同様な方法にて不凝縮ガス濃度 Wng に対する熱交換量比
について比較を行った．ここで，Qs および Wng については以下の式で求めた．

Qs  hTH As (Tv ,ave  Tv ,w )(9)

ここで，hTH は理論凝縮熱伝達率，Tv, ave は蒸気側の平均温度，Tv, w は蒸気側平均壁面温度である．また Tv, w は冷水側の熱流束と壁面温度から外挿で求めた値である．なお hTH は，今回の凝縮現象が強制対流乱流の膜状凝縮を仮定して式(8)から導出した．

Wng  mng /( mng  mv )(10)

mng  mh ( xN  xO )(11)

ここで，mng [kg/s]は温水に含まれる不凝縮ガスの質量流量，xN, xO [-]はそれぞれ温水 1kg に含まれる窒素及び酸素の質量分率である．温水中の窒素及び酸素の質量分率は，大気圧下での空気に含まれるそれぞれのガスの分圧比34

有馬 博史 , 管 慶信，松田 昇一

が 4:1 であると仮定して，水中への溶解量についてヘンリー定数 (化学工学会編, 2011) を用いて求め，それらの値から求めた．
図 10 に不凝縮ガス濃度 Wng に対する熱交換量の比の変化を示す．図 10 には Sparrow-Lin の式 (Sparrow, et al.,1964)から得られた熱交換量の比の不凝縮ガス濃度に対する分布についても示す．図 10 より不凝縮ガスの温水への 0.1wt%以下の混入でも理論熱交換量の 20 ~ 90%まで低下することが分かる．また，その値は Sparrow-Lin の式(Sparrow, et al., 1964) から得られた推算値とほぼ一致していることから，図 9 で示した凝縮熱伝達率の低下は不凝
縮ガスの混入による影響が明らかである．以上のことより，純粋な熱伝達率の測定のためには十分に脱気した温水の蒸気を凝縮させることが必要であることが分かるが，一方，本淡水化装置では取水した表層海水を十分に脱気せずに蒸発させることも想定されるので，そのような条件に限った凝縮熱伝達率の値は本実験での測定法で十分であると考える．
1
Sparrow-Lin(4kPa, Tw, c =10℃)

Qc/Qs [-]

0.8

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

0.6
0.4
0.2
0
0

0.1
0.2
Wng [wt%]

0.3

Fig. 10 Heat flow rate ratio of measured and without non-condensing gas
against concentration of non-condensing gas.

5. 結

言

スプレーフラッシュ蒸発海水淡水化装置での使用を想定したプレート式凝縮器の伝熱板材料として，特殊コー
ティングされたアルミニウム合金板と市販のチタン板をテストプレートとして採用し，その伝熱性能について比較検討を行った．その結果，以下の事が明らかとなった．
(1) 各テストプレートの熱通過率は，温水流量が大きく，かつ冷水側流量が低流量の場合はその増加に伴い上昇するが，高流量ではほぼ一定値を示す．一方，温水流量が小さい場合は，冷水側流量が高流量の場合において熱通過率が逆に減少する傾向が得られた．
(2) 同一蒸気 Re 数における平均 Nu 数の比較において，チタン製プレートが最も大きい値を示したが，コーティ
ングされたアルミニウム合金製プレートの中では 25m-PEEK コーティングの場合が最も良い性能を示した．
(3) 平均凝縮熱伝達率の値は，十分脱気して不凝縮ガスの影響がない場合に比べて 20~90%程度低下している．
謝辞

本研究は，JSPS 科研費 15K00637 および佐賀大学学内研究プロジェクトにより資金の一部の助成を受けたものである．ここに記して感謝する．

スプレーフラッシュ蒸発式海水淡水化用アルミニウム合金プレート式凝縮器の伝熱性能評価文献天野雅継, 田中忠良, “淡水化機能を有するオープンサイクル海洋温度差発電システム -凝縮器における不凝縮ガスによる凝縮量への影響-“, 電気学会論文誌 B, Vol. 124, No. 8, (2004), pp. 1021-1026.
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