ＯＴＥＣ
Vol. 22 (2017)，55〜64

FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化

FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化
有馬博史*1，橋本 敏生*2，浦山 尚樹*3
Visualization of nucleate boiling bubbles from single cavity
on the FC-72 forced convective flow
Hirofumi ARIMA*1, Toshiki HASHIMOTO*2, Naoki URAYAMA*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, Graduate school of Science and Engineering, Saga University
1-Honjo, Saga-shi, Saga, 840-8502, Japan*3
Department of Mechanical Engineering, Faculty of Science and Engineering, Saga University
1-Honjo, Saga-shi, Saga, 840-8502, JapanAbstract
The OTEC plants have been developed to a point where they are very close to the implementation stage. However, there
remain many issues to be solved before full implementation can be achieved. It is important to improve the efficiency of theplate heat exchanger (PHE) for OTEC, in order to improve OTEC efficiency. Then, optimal designs of PHE are required to use
experimental and numerical data. However, the method of simulation is not established because the flow with boiling orcondensing inside PHE is complex. Therefore, in this study, the visualized experiment for vapor - liquid two phase flow insmall duct with flat heated surface were performed in order to discuss the boiling flow inside of PHE for OTEC. The
experimental apparatus consists of test section, working fluid tank, pre-heater and working fluid pump. The FC-72 liquid is
circulating the system as a working fluid. The test section is made of stainless steel 304 and acrylic cover for visualization. The
heating surface has single artificial cavity to generate the nucleate bubbles continuously under forced convection flow of FC72 at G = 100 ~ 500 kg/m2s, q = 27 and 35 kW/m2, and P = 100 kPa. In the present study, the behavior of nucleate bubbles
were observed using digital high speed video camera and still camera. As the result of the observation using high speed video
camera which of max frame rate is 1200 fps, the profile of velocity against location from single cavity and time from nucleation
were measured. The velocity of individual bubbles increased with an increase location from cavity. In case of high mass flux,
the bubble velocity is proportional to the t0.5. As the result of the observation using digital still camera, the distributions of thebubble diameter against location from single cavity. It was found that the diameter moves to the closer the empirical equation
for the diameter of bubble retouched condition at the low mass flux condition. The correlation of bubble diameter against thetime or location were also derived using observation data.
Key words : Evaporator, Visualization, Nucleate boiling, FC-72, Forced convection

1. 緒

言海洋温度差発電(OTEC)は，現在，沖縄県久米島とハワイ島に実証プラントが稼働しているが，今後各国の開発が進められる中でより多くのプラントが稼働を開始するものと予想される．ところで，OTEC の開発には主機である蒸発器，凝縮器の性能向上が欠かせない．OTEC のプレート式蒸発器の性能向上に関する研究については，原稿受付 2017 年 8 月 9 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
佐賀大学工学系研究科機械システム工学専攻 （〒840-8502 佐賀市本庄町１番）*3
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）
E-mail: arima@ioes.saga-u.ac.jp
*155

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有馬 博史 , 橋本 敏生 , 浦山 尚樹

これまで作動流体であるアンモニアまたはアンモニア／水の沸騰熱伝達に関する研究 (Arima, et al, 2011)と同時に，プレート式熱交換器の内部の沸騰の様子を観察した可視化の研究 (Okamoto, et al, 2011) などが進められてきた．また，作動流体がアンモニアとは異なるが，プレート式蒸発器の沸騰様相の可視化による観察として，FC-72を作動流体とした研究が，小山他 (2014, 2015) および有馬他 (2016)によって継続的に進められている．しかし，これらの沸騰の可視化の研究では面積の広いプレートの全面で観察される複雑な沸騰様相を定性的に観察するにとどまっており，個々の沸騰気泡の定量的な観察を行うには至っていなかった．そこで本研究では，核沸騰様相の詳細な観察を行うために，伝熱面に人工キャビティーを 1 つ設けて，単一キャビティーからの発生した気泡の挙動について，FC-72 の強制対流場における可視化実験を行うことにした．同様な研究として Thorncroft, et al.
(1998) の矩形流路における FC-87 の強制対流沸騰の可視化，Okawa, et al. (2005) による円管における水の強制対流沸騰の可視化が挙げられるが，本研究においては FC-72 を作動流体としたことと，プレート面上の単一キャビティーからの発泡した沸騰気泡について取り扱った．

2. 記A, B,C, D号z： 定数： 蒸発器幅方向位置： 温度伝導率[m2/s]： 密度[kg/m³]： 表面張力[Nm]

cp： 定圧比熱[J/kg K]d

： 気泡寸法[m]： 質量流束[kg/m s]h： 熱伝達率[W/m K]

添字

hfg： 蒸発潜熱[J/kg]

in

： 入口

k

： 熱伝導率[W/m·K]l： 液相l： 熱電対間隔[m]

n

： 指数

G[m]

ギリシャ文字

22loc

： 局所

out

： 出口

P

： 圧力[MPa]

sat

： 飽和q

： 熱流束

[W/m²]v： 気相T： 温度[℃]wall： 壁面x, y, z

： 蒸発器上座標v： 気泡速度[m/s]

x： 蒸発器流れ方向位置[m]

y： 蒸発器間隔方向位置

[m]
3. 実

験

3・1 実験装置
図 1 に実験装置の概略図を示す．実験装置は，テストセクション，プレヒーター，作動流体タンク，作動流体ポンプ，温水タンク，温水ポンプで構成されている．また，実験装置は作動流体循環系，温水循環系の 2 つの循環系で構成されており，それぞれ作動流体循環系はテストセクション，プレヒーター，作動流体タンク，作動流体ポンプ，温水循環系は温水タンク，温水ポンプ，作動流体タンクで構成されている．作動流体である FC-72 は，作動流体タンク→作動流体ポンプ→プレヒーター→テストセクション→作動流体タンクの順に循環する．作動流体は作動流体タンクで温水による加熱され任意の温度に調整され，作動流体ポンプによってプレヒーターに送られる．作動流体はプレヒーターにおいて飽和温度付近まで温められテストセクションに流される．テストセクシ
ョン内でヒーター1 によって任意の熱流束で加熱され沸騰する．気液二相状態となった作動流体は作動流体タンクに戻される．
実験装置で用いられている機器は以下のとおりである．作動流体循環用の作動流体ポンプ (スペック製, Y2951W-MK.0058) にはマグネット式の遠心ポンプを用いた．プレヒーターは外径 12.7mm，長さ 1200mm の銅管に 300W のリボンヒーターを巻き付けた構造である．温水循環系は，温水タンクと投げ込みヒーター，温水ポンプで構成されている．投げ込みヒーター (八光電機製: BWA3230, 200V-3kW) は温調器 (オムロン製, E5CB-Q1TC)

FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化

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によって任意の温度に調整される．温水循環用の温水ポンプ (三相電機製: PMD-1511B2E, 50L/min) はマグネット式の遠心ポンプである．
実験装置の内の状態量は，熱電対 (林電工製: K 型シース熱電対，精度±1.5℃)，圧力変換器 (横河電機製:FP101A-B31, 精度±0.25% of F.S.)，質量流量計 (キーエンス製: FD-SS2A, ±1% of F.S.)，体積流量計 (キーエンス製: FD-M50AT, ±1.6% of F.S.) を用いて測定を行った．また，これらの測定値はデータロガー (グラフテック製:GL820) に収集して記録を行った．
Hot water circuit

Working fluid circuit

TP

Heater2

Test section
P

Volumetricflow meter

Volt Slider 2T

Workingfluid tank

Hot water
pump

Volt Slider 1TT

Immersion
heater
Hot watertankP

Heater1

Pre-heater
Volt Slider 3T
Working fluid
pump

Mass flow
meter

Fig. 1 Schematic diagram of the experimental apparatus.
3・2 テストセクション
図 2 にテストセクションの概略図を示す．本実験で使用したテストセクションは，伝熱部 (テストプレート) 及び蓋で構成される．伝熱部は SUS304 製で伝熱面の寸法が高さ 580mm, 幅 20mm であり，また取り付け部分も含めた寸法が高さ 620mm，幅 60mm，厚さ 19mm である．一方，蓋は流路内部が可視化できるようにアクリルで作られており，寸法は高さ 620mm，幅 60mm，厚さ 30mm である．伝熱部とアクリルの間はテフロン製のスペーサーが挟まれており，スペーサー厚さを変えることで作動流体流路の間隔の調整が行える．今回使用したスペーサーは厚さが 2mm であり，その高さがそのまま作動流体流路の間隔となっている．伝熱面表面は平均粗さ 25m で仕上げた．
伝熱部の構造を図 3 に示す．伝熱部には伝熱面表面に流路入口から 105mm，幅方向の中央の位置に人工キャビティーが１か所設けられている．伝熱部のヒーター加熱面側には，人工キャビティー加熱用のヒーター1 と流路下流側の保温用にヒーター2 が設置されている．ヒーター1 は 100V-100W セラミックヒーター (坂口電熱製: MS1)，ヒーター2 は 100V-90W のラバーヒーター (坂口電熱製: SAM0330) であり，出力の調整はいずれもボルトスライダーによって行った．また，温度分布の測定のために伝熱部内部には計 30 本の K 型素線熱電対 (坂口電熱製: K-6F, 線径 0.32mm) を挿入した．熱電対挿入用の穴は直径 1mm，深さ 19mm であり，流路の中心線に沿って加熱面側から計 15 か所空けられており，それぞれの穴に計 2 本ずつの熱電対が挿入されている．
3・3 可視化装置
テストセクションの可視化には，静止画の撮影にデジタルスチルカメラ (ニコン製: D800, 画素数 36.3Mpixel)，動画の撮影に高速度ビデオカメラ (カシオ製: EX-F1, フレームレート:最大 1200fps)，また光源としてコールドランプ (NAC 製: UF3252NAC, 250W) を用いた．各装置の配置例を図 4 に示す．静止画は，テストセクションの側面および正面から撮影を行った．また，動画は側面からのみ撮影を行った．人工キャビティーからの気泡の挙動を撮影するために，いずれのカメラにも接写リングおよびマクロコンバージョンレンズを取り付けて，人工キャビティーから下流側に約 25~30mm，流路幅方向に 20mm の領域を拡大して撮影を行った．

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有馬 博史 , 橋本 敏生 , 浦山 尚樹

1930: Thermocouples

Thermocouple well

514
Outlet of flow
channelOutlet port

Rubber heater

300

50
25

Acrylic cover

5Spacer

Heating zone -1

Ceramic heater

50

Inlet port

2050

20~30105

Inlet of flow
channelTest plate

Heating zone -2

Locationofartificial
cavity50

Visualized area
Side view(x-y plane)

50

Artificial
cavityVisualized area
Front view(y-z plane)

25620

580

505050Heat transfer
surface1912040 20 30 3060

Front

Side

Fig. 2 Schematic diagram of the test section.

Front

SideFig. 3 Location of the thermocouple and heaters on the testplate.

Test section

Digital still camera or high speed camera

Light source

Fig. 4 Arrangement of the visualization apparatus
3・4 実験方法
実験は以下の方法で行った．まず，流量調整用バルブにて作動流体を任意の流量に調整する．次にプレヒーターでテストプレート入口における過冷度が 2~3K のとなるように調整する．任意の温度及び流量に調整された作
動流体をテストプレートに流し，ヒーター1 により任意の熱流束で加熱し核沸騰を開始する．また同時にテストプレート内で作動流体を飽和温度に保つためにヒーター2 によって加熱を行う．各状態点の値が 10 分間一定であることを確認後，デジタルスチルカメラと高速度カメラで撮影を行う．デジタルスチルカメラは連写モードで 20枚，高速度カメラは 1200fps で 2 秒間撮影を行った．また同時に各状態量をデータロガーにて 3 分間記録を行った．
実験条件および実験により得られた状態量を表 1 および表 2 に示す．

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FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化

Table 1 Experimental condition
Mass flow rate G [kg/(m s)]

100, 150, 200, 250, 300, 500

Heat flux q [kW/m ]27 (28), 35

Temperature of the evaporator inlet Tin [℃]50.5 ~ 53.7

Pressure of the evaporator inlet Pin [MPa]0.0971 ~ 0.110

22Table 2 Status value of the experiment
Temperature of the evaporator outlet Tout [℃]

44.7~51.7

Pressure of the evaporator outlet Pout [MPa]0.0844 ~ 0.974

Local heat transfer coefficient hloc [kW/m2K]

7.46 ~ 9.80

3・5 可視化画像の解析法
可視化で得られた画像の解析は以下の方法で行った．デジタルスチルカメラにより連写モードで撮影された画像を画像ソフトで拡大し，気泡画像のピクセル数から個々の気泡のサイズを算出した．図 5 に可視化画像と寸法測定位置の例を示す．解析では，流れ方向を x 方向，2mm 幅の流路間隔方向を y 方向，流路幅方向を z 方向とし，また人工キャビティーの位置を原点 (x = y = z = 0) として，各々の気泡の位置座標を求めた．連写モードで撮影された複数枚の静止画についても同様な解析を行い，異なる時間に観察された複数の気泡の位置座標および x, y,z 方向の寸法 (ここでは各方向の最大値をその寸法と置く) を記録した．一方，高速度カメラの撮影で得られた各フレームの画像についてもデジタルスチルカメラと同様な気泡の位置座標および x, y, z 方向の寸法の解析を行うが，各フレームの時間間隔が 1/1200s と既知であることを利用して，各々の気泡の移動速度について解析を行った．ただし，高速度カメラでの撮影はテストセクションの側面から (x- y 方向) のみであるので，速度は vx, vy の速度成分のみの測定結果のみが得られた．

dx

dyyx

Flow direction

Fig. 5 Definition of dimensions of a bubble (x-y plane)
3・6 局所熱流束，局所熱伝達率の測定
実験条件として与えた局所熱流束 qloc は以下の式を用いて求めた．人工キャビティー直下の伝熱部に設置された 2 点の熱電対の温度 T1, T2 とし，また伝熱部の材質である SUS304 の熱伝導率を k = 17 W/mK, 熱電対間隔を l =19 mm としたとき，熱流束はT T
qloc  k 1 2l(1)で求められる．
また，ここで得られた熱流束を用いて，人工キャビティー上での表面温度 Twall を外挿で求め，また作動流体飽和温度を Tsat としたときに，局所熱伝達率は以下の式で求められる．

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有馬 博史 , 橋本 敏生 , 浦山 尚樹

hloc qloc
Twall  Tsat(2)4. 結果

4・1 気泡径の測定
図 6 および図 7 にデジタルスチルカメラで得られた画像の一例を示す．画像は，質量流束が G = 100, 250, 500
kg/m2s, 熱流束が qloc = 27 kW/m2 の条件の測定で得られたもので，それぞれ図 6 がテストセクションの側面および図 7 が正面から撮影されたものである．また，これらの画像より解析された x, y, z 方向の気泡寸法について図 8に示した．

(a)(b)(c)Fig. 6 Photos of bubbles from the side view (qloc = 27 kW/m2)(a) G = 100 kg/m2s, (b) G = 250 kg/m2s, (c) G = 500 kg/m2s(a) G = 100 kg/m2s(b) G = 250 kg/m2s(c) G = 500 kg/m2s

Fig. 7 Photos of bubbles from the front view (qloc = 27 kW/m )2

図 6 (a) の画像から，気泡は人工キャビティーより発泡，膨張した後にほぼ一定の寸法を保ったまましばらく伝熱面状を下流に向けてスライドし，x = 4 mm 付近で伝熱面から離脱していることが分かる．その後，気泡が凝縮し気泡寸法が縮小していることが分かる．一方，同一条件における他の画像からは，伝熱面から離脱せずにそのままスライドして下流側へ流れていく場合も観察できた．次に質量流束が図 6 (a) より大きい図 6 (b) と図 6 (c)の場合は，人工キャビティーから発泡後に徐々に膨張し下流側へスライドしながら流れていることが分かる．この時に図 6 (a) で観察されたような気泡の凝縮による寸法の縮小は見られなかった．また図 7 から全ての質量流束条件で気泡の蛇行が観察された．
図 8 に複数の画像から得られた気泡寸法 dx, dy, dz の x 方向の分布を示す．同一の距離 x における各方向の気泡寸法は，ほぼ同様な気泡サイズを示すことが分かった．また，図 8 の質量流束の違いによる比較から，質量流束

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FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化

0.00150.0015Prediction
dx
dydz
0.002

0.004 0.006
x [m]

0.008

Prediction
dxdydz0.0005000.01(a) G = 100 kg/m2s

0.002

0.004 0.006
x [m]

0.008

0.010.001

dx
dydz

0.0005Prediction
dx
dydz

d [m]

0.0005

G=500 [kg/m2s]

dx
dydz

0.001
d [m]

dx
dydz

d [m]

0.001

000.0015

G=250 [kg/m2s]

G=100 [kg/m2s]

00(b) G = 250 kg/m2s

0.002

0.004 0.006
x [m]

0.008

0.01(c) G = 500 kg/m2s

Fig. 8 Location of bubbles and bubble sizes (qloc = 27 kW/m2)の増加に伴い，気泡径が x, y, z 方向のいずれも僅かであるが減少していることが分かる．これらの傾向は，熱流束の異なる qloc = 35 kW/m2 の条件においても観察された．
図 8 の結果をもとに，人工キャビティーからの距離 x に対する気泡寸法 dx, dy, dz の相関について考察するため，
G = 100, 250 kg/m2s の場合は 0 < x < 4mm, G = 500 kg/m2s の場合は 0 < x < 10mm の範囲において実験で得られた全てのデータを用いて最小二乗法により次の表 3 に示す相関式を得た．相関式は全てべき乗の形で示した．これらの相関式より，G = 500 kg/m2s では，ほぼ球形に近い気泡が得られているのに対して，G = 100 kg/m2s では z 方向に，G = 250 kg/m2s では y 方向に扁平した気泡であることが分かる．
Table 3 Correlations of the bubble size each coordinate directionnd x  Ax x n Axd z  Az x n Az

d y  Ay x Ay

G [kg/m2s]

AxnAx

AynAyAz

nAz

100

0.00174

0.09100

0.001630.116400.00132

0.06050250

0.001400.13560

0.00180

0.14900

0.00092

0.04290500

0.00433

0.41650

0.002740.315900.003450.36080

4・2 気泡の速度の測定
図 9 に高速度カメラで得られた画像の一例を示す．画像は，質量流束が G = 100, 250, 500 kg/m2s, 熱流束が qloc
= 27 kW/m2 の条件の測定で得られたものである．また，これらの画像より解析された x, y 方向の速度について人工キャビティーからの距離 x に対する値を図 10 に示す．

(a)

(b)

(c)
Fig. 9 Snapshots of bubbles from side view (qloc = 27 kW/m2)(a) G = 100 kg/m2s, (b) G = 250 kg/m2s, (c) G = 500 kg/m2s
図 9 の各条件における可視化画像は，紙面の都合上 1 フレームずつしか掲載できなかった．またこれらの写真は図 6 の静止画によるものに比べて解像度が低いため，気泡寸法の解析までは行えなかった．しかし，各気泡の中心を求め，基準とするフレームから 5 フレーム後 (5/1200s) の気泡中心の移動距離を解析することで，x, y 方向の速度 vx, vy を得られた．

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有馬 博史 , 橋本 敏生 , 浦山 尚樹

図 10 に人工キャビティーからの距離 x に対する速度分布を示す．解析は，vx, vy の各速度成分で行ったが，次式で速度ベクトル v を導出した上で比較を行った．

v  vx2  v y2(3)異なる質量流束による速度 v の比較では，G = 100 kg/m2s が一番速く，それ以上の質量流束ではほぼ同程度の速度を示すことが分かった．図 10 および表 4 に v と x の相関式を示す．相関式は表 3 と同様に距離 x のべき乗となるように最小二乗法で整理を行った．

0.2v [m2/s]v [m2/s]

0.3

0.1

0.1

Prediction
v=10.28*x0.7472

000.0020.004 0.006
x [m]

0.008

0.20.3

Experimental data

Prediction
v=0.8081*x0.3455v [m2/s]

Experimental data

0.3(a) G = 100 kg/m2s

0.20.1000.01

Experimental data

0.002

0.004 0.006
x [m]

0.008

0.01(b) G = 250 kg/m2s

Prediction
0.1947v=0.5042*x

000.0020.004 0.006
x [m]

0.008

0.01(c) G = 500 kg/m2s

Fig. 10 Location of bubbles and bubble velocity (qloc = 27 kW/m )2Table 4 Correlations of the bubble velocity in each coordinate directionv  Bx n B

G [kg/m2s]

BnB

100

10.280.7472

2500.8081

0.3455

5000.5042

0.1947

4・3 気泡の位置及び気泡径の相関
4・1, 4・2 節において，気泡寸法 d と人工キャビティーからの距離 x の相関 (d-x と置く), 速度 v と人工キャビティーからの距離 x の相関 (v-x と置く)の相関式がそれぞれ得られたが，さらに高速度カメラ画像からの解析では速度 v と時間 t との相関 (v-t と置く)も同時に得ることができる．この時の相関式を次式のように置く．

v  Ct nC(4)

以上 3 つの相関式を整理することで，気泡寸法 d と時間 t の関係 (d-t と置く)を次式で表すことができる．

d  AD n A t n AnD (5)

ここで，D, nD は次式で求められる定数である．
1n 
 C  nB
D    , n D   C B nB (6)また，A, nA については x, y, z の各成分の係数が表 3 に与えられているので，式(5)では dx, dy, dz の相関が求められる．さらに次式によって相乗平均を取ることで，気泡寸法の平均値 d と時間 t との相関が最終的に得られる．得られた相関式を表 5 に示す．

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FC-72 強制対流場における単一キャビティーからの核沸騰気泡の可視化

d  3 d xd y d z(7)Table 5 Correlations of the average bubble size, d, against time, t
G [kg/m2s]

d100

d = 1.411×10-3 t 0.1195

250

d = 1.035×10-3 t 0.1240

500

d = 2.983×10-3 t 0.5632

ところで Plesset and Zwick (1954)は，無限に広がる加熱液層中に置かれた球形気泡の漸近的な成長について推算式を提案している．

d  4 3 /  ll c pl T 0.5t
v h fg(8)ここで，l は液相の温度拡散率，l は液相の密度, v は気相の密度, cpl は液相の定圧比熱，hfg は蒸発潜熱である．
式(8)では，気泡の成長は時間 t0.5 に比例することが示されている．
一方，気泡径について検討するため，沸騰気泡の離脱条件との比較を行った．Friz (1935) は離脱直後の直径について静止気泡に働く表面張力と浮力のバランスを考えて，次の式を提案した．

d  0.0208 c  / g l   v (9)ここで，は表面張力, c は接触角である．なお，本計算では可視化画像から実測によって得られたc = 25°を代入した．
実験で得られた式(7)の推算式について，式(8), (9)の推算式との比較を行った．それらの比較を図 11 に示す．

Pred. from Exp. data

0.0008d=0.00142 t0.0008

d=0.00130 t0.0006

Friz Eq.
d=0.0003701

0.0006Friz Eq.
d=0.0003701

0.120.0004

Plesset and Zwick Eq.
0.5

d=0.00361 t

0.0002000.0020.004 0.006
t [s]

0.008

0.001

0.00020.002

0.004 0.006
t [s]

0.008

Pred. from Exp. data
d=0.00298 t

0.0006Friz Eq
d=0.0003701

0.563

0.0004

Plesset and Zwick Eq.
d=0.00278 t0.5

0.00020.002

0.004 0.006
t [s]

0.008

0.195

Plesset and Zwick Eq.
d=0.00328 t

0.01(b) G = 250 kg/m2s

0.0008000.0004

000.01(a) G = 100 kg/m2s

d [m]0.001Pred. from Exp. data

d [m]

d [m]

0.0010.01(c) G = 500 kg/m2s
Fig. 11 Comparison between correlations and result (qloc = 27 kW/m2)

0.5

64

有馬 博史 , 橋本 敏生 , 浦山 尚樹

G＝100 kg/m2s の時，式(7)は式(8)から大きく外れ，一方，G＝500 kg/m2s の時はほぼ同じ値を示している．一方，
このことから，低質量流束では Plesset and Zwick の式では推算できないことが分かる．また，離脱気泡径を推算する式(9)との比較では，G＝100 kg/m2s における式(7)推算式の値は Friz の離脱条件より大きい．しかし，G＝500kg/m2s では離脱条件となる気泡径に達する前に離脱し，気泡が下流側に移動していることが分かる．気泡が成長する前に主流の影響や浮力によって離脱していることが考えられる．

5. 結言

FC-72 の強制対流場における単一人工キャビティーからの気泡の発生について，可視化装置による観察を行った．沸騰気泡の観察から以下のことが明らかになった．
(1) 人工キャビティーからの距離に対する気泡の寸法の変化には相関関係がある．また気泡寸法は距離のべき乗に比例する．
(2) 気泡の寸法は，質量流束の増加によって減少する．
(3) 人工キャビティーからの距離に対する気泡の速度の変化には相関関係がある．また気泡速度は距離のべき乗に比例する．
(4) 気泡速度は，質量流束の増加によって減少する．
(5) G = 500 kg/m2s, q = 27 kW/m2 の時間に対する気泡寸法の変化は，Plesset and Zwick の気泡成長の式で表すことができる．一方，同条件における気泡は，離脱気泡径の推算式からの値に比べて小さい値で離脱して，伝熱面状をスライドしていることが分かった．

文献

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小山幸平，中村友哉，有馬博史，“並流型および向流型プレート式熱交換器の流動沸騰特性の比較”, OTEC, Vol. 20,(2015), pp. 15-19.
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