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港湾
空

CONTENTS

港

1. Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars································Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE ·············· ��3

技
術
研
究
所

2. The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction······· Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI ·············· �45

報
告3. Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a PipeREPORT··································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI ·············��75����������������
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古紙配合率70％再生紙を使用しています港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 52 巻

第 4 号（Vol. 52,

目

No. 4）,

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）

2013 年12月（December 2013）

第 52 巻次（CONTENTS）

第 4 号（Vol. 52,

目

No. 4）,

2013 年12月（December 2013）

次（CONTENTS）

1. 干潟・砂浜海岸の生物生態／地形動態に果たす地盤環境の役割

1. 干潟・砂浜海岸の生物生態／地形動態に果たす地盤環境の役割－多種多様な生物住環境診断チャートと安定地形の最適設計－－多種多様な生物住環境診断チャートと安定地形の最適設計－·······················································佐々真志，渡部要一，梁順普，桑江朝比呂 ·······

3（Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches·······················································佐々真志，渡部要一，梁順普，桑江朝比呂 ·······

3（Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars--Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars-················································· Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE）
2. 静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究················································· Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE）
2. 静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究··························································高野大樹，西村聡，森川嘉之，高橋英紀 ······· 45··························································高野大樹，西村聡，森川嘉之，高橋英紀 ······· 45（The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction（The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction·························Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI）·························Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI）

3. W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

3. W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究······················································································· 藤田勇，松﨑義孝 ······

75（Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System and······················································································· 藤田勇，松﨑義孝 ······（Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe····················································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI）

天地センター

175

Friction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe····················································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI）

天地センター1港湾空港技術研究所報告第 52 巻第 4 号(2013.12)

港湾空港技術研究所報告第 52 巻第 4 号(2013.12)

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性とW/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

管摩擦損失の制御手法に関する研究

藤田 勇*
松﨑 義孝**

藤田 勇*
松﨑 義孝**

要

旨

要

旨

流出油は海水と混合され，W/O型エマルジョンを形成することで，非常に流動性の乏しい非ニュー

流出油は海水と混合され，W/O型エマルジョンを形成することで，非常に流動性の乏しい非ニュートン流体へと特性を変化させるため，油回収過程並びにその後の移送過程において障害となる．特に

トン流体へと特性を変化させるため，油回収過程並びにその後の移送過程において障害となる．特に管路を用いた輸送において過大な圧力損失を生じる問題は深刻である．本稿ではそうした問題の解決

管路を用いた輸送において過大な圧力損失を生じる問題は深刻である．本稿ではそうした問題の解決に向けてエマルジョン化した油の管内輸送を扱う．はじめに，エマルジョン化油の管摩擦損失実験をに向けてエマルジョン化した油の管内輸送を扱う．はじめに，エマルジョン化油の管摩擦損失実験を実施し，その結果をエマルジョンのレオロジー特性を考慮した管摩擦損失の式として整理する．次に実施し，その結果をエマルジョンのレオロジー特性を考慮した管摩擦損失の式として整理する．次に管摩擦損失を低減する手法として注水による潤滑方法を検討する．CAF（Core Annular Flow）モデル

管摩擦損失を低減する手法として注水による潤滑方法を検討する．CAF（Core Annular Flow）モデルを仮定し，摩擦損失比を注水率の関数で整理する手法を提案する．モデルにもとづき最適な注水量にを仮定し，摩擦損失比を注水率の関数で整理する手法を提案する．モデルにもとづき最適な注水量について考察する．続いて，薬剤によるエマルジョン分解に関して基礎実験を行い，エマルジョン分解

ついて考察する．続いて，薬剤によるエマルジョン分解に関して基礎実験を行い，エマルジョン分解

速度の支配要因について検討し，強制攪拌装置を用いたインラインエマルジョン分解装置について論

速度の支配要因について検討し，強制攪拌装置を用いたインラインエマルジョン分解装置について論じる．さらに攪拌装置を用いない薬剤添加による摩擦損失低減手法を扱う．加えて，注水法および薬じる．さらに攪拌装置を用いない薬剤添加による摩擦損失低減手法を扱う．加えて，注水法および薬剤添加法の実用化例を紹介する．

剤添加法の実用化例を紹介する．

キーワード：流出油，W/O エマルジョン，レオロジー，摩擦損失，管路，注水，CAF，薬剤，キーワード：流出油，W/O エマルジョン，レオロジー，摩擦損失，管路，注水，CAF，薬剤，

エマルジョン分解

エマルジョン分解* 沿岸環境研究領域 混相流体研究チーム 新技術研究開発領域 油濁対策研究チーム（併任） リーダー** 沿岸環境研究領域 混相流体研究チーム 新技術研究開発領域 油濁対策研究チーム（併任） 研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-6065 Fax：046-844-0575
e-mail:fujita@pari.go.jp* 沿岸環境研究領域 混相流体研究チーム 新技術研究開発領域 油濁対策研究チーム（併任） リーダー** 沿岸環境研究領域 混相流体研究チーム 新技術研究開発領域 油濁対策研究チーム（併任） 研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-6065 Fax：046-844-0575
e-mail:fujita@pari.go.jp― 75 ―― 75 ―

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REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.52, No.4 (Dec.2013)

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.52, No.4 (Dec.2013)

Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System
andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe

Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System
andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe

Isamu FUJITA*

Isamu FUJITA*

Yoshitaka MATSUZAKI**

Yoshitaka MATSUZAKI**

Synopsis

Synopsis

Spilled oil takes sea water as small droplets inside it and forms W/O emulsion due to mixing effect ofSpilled oil takes sea water as small droplets inside it and forms W/O emulsion due to mixing effect of

turbulence of ocean wave. The resultant W/O emulsion has very high viscosity and changes its

turbulence of ocean wave. The resultant W/O emulsion has very high viscosity and changes its

rheological behavior to cause various difficulties encountered in oil spill response fields such as

rheological behavior to cause various difficulties encountered in oil spill response fields such as

clogging of pipe line due to too much friction. This paper mainly focuses on pipeline flow of W/O

clogging of pipe line due to too much friction. This paper mainly focuses on pipeline flow of W/Oemulsion made of C heavy oil and water to resolve the high-viscosity problem. Firstly, experimental

emulsion made of C heavy oil and water to resolve the high-viscosity problem. Firstly, experimental

measurements of friction loss of W/O emulsion in a pipe are given and a prediction formula considering

measurements of friction loss of W/O emulsion in a pipe are given and a prediction formula considering

the W/O emulsion’s rheological character is proposed. Secondary, water injection is experimentally

the W/O emulsion’s rheological character is proposed. Secondary, water injection is experimentallystudied for reducing the friction loss. A simple physical model is proposed to predict the friction loss

studied for reducing the friction loss. A simple physical model is proposed to predict the friction loss

based on a CAF model. The optimum water injection rate is discussed. Thirdly, emulsion breaking using

based on a CAF model. The optimum water injection rate is discussed. Thirdly, emulsion breaking usingchemical agents is studied. Fundamental experiments are conducted to know the key factor to promote

chemical agents is studied. Fundamental experiments are conducted to know the key factor to promoteemulsion breaking and also inline agitator is tested for enhancing emulsion breaking. Fourthly, chemicalemulsion breaking and also inline agitator is tested for enhancing emulsion breaking. Fourthly, chemical

agent injection system without agitator is experimentally studied for reducing the friction loss andagent injection system without agitator is experimentally studied for reducing the friction loss andcompared to the water injection system. Finally, some practical implementations of the water injection

compared to the water injection system. Finally, some practical implementations of the water injection

and chemical agent injection are shown.

and chemical agent injection are shown.

Key Words: Spilled oil, W/O emulsion, Rheology, Friction loss, Pipeline, Water injection, CAF，

Key Words: Spilled oil, W/O emulsion, Rheology, Friction loss, Pipeline, Water injection, CAF，

Chemical agents, Emulsion breaking* Head, Multiphase Flow Group, Coastal and Estuarine Environment Field** Researcher, Multiphase Flow Group, Coastal and Estuarine Environment Field
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5065 Fax：+81-46-844-0575 E-mail:fujita@pari.go.jp

Chemical agents, Emulsion breaking* Head, Multiphase Flow Group, Coastal and Estuarine Environment Field** Researcher, Multiphase Flow Group, Coastal and Estuarine Environment Field
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5065 Fax：+81-46-844-0575 E-mail:fujita@pari.go.jp― 76 ―― 76 ―

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目
要

次

旨 ························································································································· 75

目
要次

旨 ························································································································· 75

1. まえがき ···················································································································· 79

1. まえがき ···················································································································· 79

2. 流出油のエマルジョン化と流動特性 ················································································ 79

2. 流出油のエマルジョン化と流動特性 ················································································ 79

2.1 流出油の風化 ········································································································ 79

2.1 流出油の風化 ········································································································ 79

2.2 エマルジョン化油の流動特性と管摩擦損失 ································································· 80

2.2 エマルジョン化油の流動特性と管摩擦損失 ································································· 80

3. 注水による管摩擦損失の低減 ························································································· 83

3. 注水による管摩擦損失の低減 ························································································· 83

3.1 実験装置と手法 ····································································································· 83

3.1 実験装置と手法 ····································································································· 83

3.2 実験結果 ·············································································································· 85

3.2 実験結果 ·············································································································· 85

3.3 注水効果の整理式の提案 ························································································· 86

3.3 注水効果の整理式の提案 ························································································· 86

3.4 注水量の最適化 ····································································································· 88

3.4 注水量の最適化 ····································································································· 88

4. エマルジョン分解 ········································································································ 88

4. エマルジョン分解 ········································································································ 88

4.1 回転式粘度計を用いた実験 ······················································································ 89

4.1 回転式粘度計を用いた実験 ······················································································ 89

4.2 インラインエマルジョン分解装置 ············································································· 92

4.2 インラインエマルジョン分解装置 ············································································· 92

5. 薬剤注入による摩擦損失低減 ························································································· 96

5. 薬剤注入による摩擦損失低減 ························································································· 96

5.1 実験装置と方法 ····································································································· 97

5.1 実験装置と方法 ····································································································· 97

5.2 実験結果と考察 ····································································································· 98

5.2 実験結果と考察 ····································································································· 98

6. 油回収機，回収船への応用 ···························································································· 101

6. 油回収機，回収船への応用 ···························································································· 101

7. まとめ ······················································································································· 102

7. まとめ ······················································································································· 102

参考文献 ························································································································· 103

参考文献 ························································································································· 103― 77 ―― 77 ―

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78

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W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

1. まえがきW/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

した油は寄港先においてパイプラインにより陸上げして

1. まえがきした油は寄港先においてパイプラインにより陸上げしているが，回収タンク内の油は極度に高粘度化していたため，通常の方法ではタンク内から油を取り出し輸送すること

近年タンカーからの油流出事故は減少傾向にある．図-1
1)

いるが，回収タンク内の油は極度に高粘度化していたため，通常の方法ではタンク内から油を取り出し輸送すること

近年タンカーからの油流出事故は減少傾向にある．図-11)に示すITOPFの統計 に拠れば，1970年代において流出量が難しかった．流動性を向上させるため，タンク内へ蒸気に示すITOPFの統計 に拠れば，1970年代において流出量が難しかった．流動性を向上させるため，タンク内へ蒸気が700tを越える比較的規模の大きい油流出事故の発生件を注入し加熱するバルクヒーティングの手法を用いた．大が700tを越える比較的規模の大きい油流出事故の発生件を注入し加熱するバルクヒーティングの手法を用いた．大3

数は年平均25.2件であったのに対し，2000年代に入ってか型油回収船の回収油タンク容量は1,000m を超えており，

数は年平均25.2件であったのに対し，2000年代に入ってか型油回収船の回収油タンク容量は1,000m3を超えており，らは年平均3.6件である．流出量ベースで見ても1970年代

熱源の確保の為に，蒸気ボイラーなど大規模な陸上支援を

らは年平均3.6件である．流出量ベースで見ても1970年代

熱源の確保の為に，蒸気ボイラーなど大規模な陸上支援をの年平均油流出量は314,200tであるのに対し，2000年代は必要とした．しかしながら大規模油流出事故といった突発の年平均油流出量は314,200tであるのに対し，2000年代は必要とした．しかしながら大規模油流出事故といった突発

年平均24,000tである．我が国においてもナホトカ号事故的な事態において常にそのような陸上支援が得られる保年平均24,000tである．我が国においてもナホトカ号事故的な事態において常にそのような陸上支援が得られる保（約6,400kl流出）が発生した1997年以降，幸いにして船証はなく，そのような支援がなくても任意の港において高（約6,400kl流出）が発生した1997年以降，幸いにして船証はなく，そのような支援がなくても任意の港において高舶からの大規模な油流出事故を経験していない．しかしな

粘度の回収油を陸揚げできるシステムは強く求められる

舶からの大規模な油流出事故を経験していない．しかしな

粘度の回収油を陸揚げできるシステムは強く求められるがら大規模油流出事故の発生リスクは，世界的には2007

ところである．問題の本質は高粘度油のパイプライン輸送

がら大規模油流出事故の発生リスクは，世界的には2007

ところである．問題の本質は高粘度油のパイプライン輸送

年の韓国におけるHebei Spirit号の原油流出にも見るようにおける管摩擦損失が過大であることにあり，摩擦損失を年の韓国におけるHebei Spirit号の原油流出にも見るようにおける管摩擦損失が過大であることにあり，摩擦損失をに，依然として存在している．更にタンカー以外からの油低減する手法が求められる．本稿では，こうした問題の解に，依然として存在している．更にタンカー以外からの油低減する手法が求められる．本稿では，こうした問題の解2)2)

流出として2010年のメキシコ湾原油流出事故 は未だ記決に向けて，エマルジョン化油の管内輸送における摩擦損

流出として2010年のメキシコ湾原油流出事故 は未だ記決に向けて，エマルジョン化油の管内輸送における摩擦損

憶に新しい．

失低減に向けて著者等が行った研究開発について述べる．

憶に新しい．

失低減に向けて著者等が行った研究開発について述べる．

まず次章においてW/Oエマルジョンを形成した重油のレ

まず次章においてW/Oエマルジョンを形成した重油のレ

オロジー特性とエマルジョン単体の管摩擦損失特性を明

オロジー特性とエマルジョン単体の管摩擦損失特性を明らかにする．次に管内摩擦損失の低減手法として第3章にらかにする．次に管内摩擦損失の低減手法として第3章において，水添加による潤滑手法を検討する．更に第4章において，水添加による潤滑手法を検討する．更に第4章において，界面活性剤によるエマルジョン分解を扱い，第5おいて，界面活性剤によるエマルジョン分解を扱い，第5章で，界面活性剤添加による管内摩擦損失の低減手法につ章で，界面活性剤添加による管内摩擦損失の低減手法について論じる．第6章では実際の油回収船への応用を紹介す

いて論じる．第6章では実際の油回収船への応用を紹介す

る．

る．

2. 流出油のエマルジョン化と流動特性

2. 流出油のエマルジョン化と流動特性

2.1 流出油の風化

2.1 流出油の風化

海上に流出した油は時間の経過とともに，図-2に示すよ
うに，蒸発，自然分散，溶解，沈降，生物分解及びエマル

図-1 タンカーからの油流出事故

海上に流出した油は時間の経過とともに，図-2に示すよ
うに，蒸発，自然分散，溶解，沈降，生物分解及びエマル

図-1 タンカーからの油流出事故

ジョンの形成などの風化作用を受け，それに伴って物理的ジョンの形成などの風化作用を受け，それに伴って物理的加えて，2011年に発生した東日本大震災においては，各な性状を変化させる．各変化の進行状況は油種や気象海象

加えて，2011年に発生した東日本大震災においては，各な性状を変化させる．各変化の進行状況は油種や気象海象

所で石油タンクが被災し，相当量の油が流出した．震災に条件に強く依存する．その中で，洋上での油回収の効率や所で石油タンクが被災し，相当量の油が流出した．震災に条件に強く依存する．その中で，洋上での油回収の効率や

3)3)よる流出油は津波火災の要因として考えられ ，また底泥分散処理の効率は，エマルジョン化の影響を強く受ける．

よる流出油は津波火災の要因として考えられ ，また底泥分散処理の効率は，エマルジョン化の影響を強く受ける．

への油の沈殿などが報告されており4),平常時の油流出とエマルジョン化では，主として波浪などの攪拌作用により，への油の沈殿などが報告されており4),平常時の油流出とエマルジョン化では，主として波浪などの攪拌作用により，は異なる様相を示す油流出のリスクを明らかにした．

写真-1に示す様に，海水が小さな液滴として油の中に分散は異なる様相を示す油流出のリスクを明らかにした．

写真-1に示す様に，海水が小さな液滴として油の中に分散

海上に流出した油は波浪により海水と混合されW/O型

した状態（W/O Emulsion）で取り込まれる．写真におい海上に流出した油は波浪により海水と混合されW/O型

した状態（W/O Emulsion）で取り込まれる．写真においエマルジョンを形成し非常に高粘度の液体となる．このよて明るく見える部分が水であり，暗い部分が油の相である．

エマルジョンを形成し非常に高粘度の液体となる．このよて明るく見える部分が水であり，暗い部分が油の相である．

うな流出油のレオロジー的な物性変化は油濁防除活動の図-3は石油連盟がネット上で公開している流出油の性状

うな流出油のレオロジー的な物性変化は油濁防除活動の図-3は石油連盟がネット上で公開している流出油の性状諸相において多くの困難をもたらす．海面上に浮遊する油変化データベース 5) をもとに作成した冬期の荒れた海で諸相において多くの困難をもたらす．海面上に浮遊する油変化データベース 5) をもとに作成した冬期の荒れた海でを回収するスキミング作業時に加えて，回収油を陸揚げすのC重油と代表的な原油であるArabian lightの風化を示しを回収するスキミング作業時に加えて，回収油を陸揚げすのC重油と代表的な原油であるArabian lightの風化を示しる際にも容易にはパイプライン輸送ができないなど，高粘た図であるが，時間の経過とともにエマルジョン化が進行る際にも容易にはパイプライン輸送ができないなど，高粘た図であるが，時間の経過とともにエマルジョン化が進行

度油の扱いは極めて難しいものとなっている．1997年に発し，油の中に取り込まれる水の量が増加し膨潤するととも度油の扱いは極めて難しいものとなっている．1997年に発し，油の中に取り込まれる水の量が増加し膨潤するととも生したNakhodka号による油流出事故においては，大型油に，粘度が飛躍的に増大することが分かる．

生したNakhodka号による油流出事故においては，大型油に，粘度が飛躍的に増大することが分かる．

回収船「清龍丸」により洋上での油回収が行われた．回収回収船「清龍丸」により洋上での油回収が行われた．回収― 79 ―― 79 ―

7979

藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

1997年に日本海で発生したナホトカ号による油流出事

Evaporation

1997年に日本海で発生したナホトカ号による油流出事

Evaporation

故においても，流出油は1,000,000mPa.sを超すエマルジョンを形成したため，回収や移送は困難を極めるものであっ

Photo oxidation

故においても，流出油は1,000,000mPa.sを超すエマルジョンを形成したため，回収や移送は困難を極めるものであっ

Photo oxidation

た．多くの油回収機，油回収船では配管による回収油の輸送行程が含まれるため、そうした機器における高粘度油へ

Spilled oil
Natural dispersion

Emulsificationの対応が求められる．

た．多くの油回収機，油回収船では配管による回収油の輸送行程が含まれるため、そうした機器における高粘度油へ

Spilled oil
Natural dispersion

Emulsificationの対応が求められる．

粘度の影響は油回収のみではなく，油処理剤による分散

粘度の影響は油回収のみではなく，油処理剤による分散処理においても障害となる．一般的に油処理剤による分散

Dissolution

処理では，エマルジョン化により高粘度化した油に対してBiodegradation

は効果が小さくなる．目安として、通常型の油処理剤の適Sedimentation

用範囲が2,000cSt以下、高粘度油用のD1128型の油処理剤処理においても障害となる．一般的に油処理剤による分散

Dissolution

処理では，エマルジョン化により高粘度化した油に対してBiodegradation

は効果が小さくなる．目安として、通常型の油処理剤の適Sedimentation

用範囲が2,000cSt以下、高粘度油用のD1128型の油処理剤の適用範囲が100,000cSt以下と言われている6)．

の適用範囲が100,000cSt以下と言われている6)．

図-2 流出油の風化

図-2 流出油の風化
2.2 エマルジョン化油の流動特性と管摩擦損失

2.2 エマルジョン化油の流動特性と管摩擦損失

前節においては、エマルジョンを形成した油は粘度が増

前節においては、エマルジョンを形成した油は粘度が増大すると書いたが、厳密にはエマルジョン化によりニュー大すると書いたが、厳密にはエマルジョン化によりニュートン流体から非ニュートン流体へとレオロジー的な変化

トン流体から非ニュートン流体へとレオロジー的な変化が生じる．しかしこのことは，油濁対策を実践する業界に4.5mmが生じる．しかしこのことは，油濁対策を実践する業界に4.5mmおいてもしっかりとは認識されていない．流出油の回収装おいてもしっかりとは認識されていない．流出油の回収装置など管路を用いて輸送するシーンが多々あるが，エマル置など管路を用いて輸送するシーンが多々あるが，エマル

ジョン化した油の基本的な流動特性を把握することは基ジョン化した油の基本的な流動特性を把握することは基本的且つ必須である．ここではエマルジョン化した C 重

本的且つ必須である．ここではエマルジョン化した C 重

油のレオロジー特性と管摩擦損失について検討する．

油のレオロジー特性と管摩擦損失について検討する．

実際にエマルジョン化油を用意し，実験を行うことでレ
写真-1

オロジー特性と管摩擦損失を調べた．試験油の調製においW/Oエマルジョンの顕微鏡写真

実際にエマルジョン化油を用意し，実験を行うことでレ
写真-1

オロジー特性と管摩擦損失を調べた．試験油の調製においW/Oエマルジョンの顕微鏡写真ては，市販の C 重油に対して等量の水を配合し，200L のては，市販の C 重油に対して等量の水を配合し，200L のドラム缶において 1.5kW の攪拌機で数時間，自由水が無ドラム缶において 1.5kW の攪拌機で数時間，自由水が無くなるまで攪拌した．原料 C 重油と調製したエマルジョ

くなるまで攪拌した．原料 C 重油と調製したエマルジョ

ン 化 油 の 粘 性 特 性 を 写 真 -2 に 示 す 回 転 式 粘 度 計

ン 化 油 の 粘 性 特 性 を 写 真 -2 に 示 す 回 転 式 粘 度 計(Brookfield DV-III)により測定した．結果を図-4 に示す．

(Brookfield DV-III)により測定した．結果を図-4 に示す．

横軸が粘度計のずり速度で，縦軸が剪断応力を表し，ずり

横軸が粘度計のずり速度で，縦軸が剪断応力を表し，ずり

速度を変化させた場合に生じる剪断応力を示している．ニ速度を変化させた場合に生じる剪断応力を示している．ニ

ュートン流体の場合にはずり速度と剪断応力は比例関係

ュートン流体の場合にはずり速度と剪断応力は比例関係にあり，測定データは傾きが 1 の直線上に乗る．一方，非にあり，測定データは傾きが 1 の直線上に乗る．一方，非ニュートン流体の場合，例えばダイラタント流体では傾きニュートン流体の場合，例えばダイラタント流体では傾きは 1 より大きく，逆に擬塑性流体では傾きは 1 より小さく

は 1 より大きく，逆に擬塑性流体では傾きは 1 より小さくなる．傾きが 1 より小さい場合には，ずり速度が大きくななる．傾きが 1 より小さい場合には，ずり速度が大きくなるに従って見かけ上粘度が低下し，流動し易くなることをるに従って見かけ上粘度が低下し，流動し易くなることを意味する．図-4 に示す実測例では原料 C 重油は傾きが 1意味する．図-4 に示す実測例では原料 C 重油は傾きが 1の線上に良く乗っており，粘度は約 8,000mPa.s で一定での線上に良く乗っており，粘度は約 8,000mPa.s で一定であるが，調製したエマルジョンでは，剪断応力はずり速度

あるが，調製したエマルジョンでは，剪断応力はずり速度に比例せず，傾きが 1 より小さい直線で表される．構成式に比例せず，傾きが 1 より小さい直線で表される．構成式

として

として
1 m

図-3 エマルジョン化の進行と粘度の上昇

 


 r    r 

(1)

1 m

図-3 エマルジョン化の進行と粘度の上昇

 


 r    r 

― 80 ―― 80 ―

80

80

(1)

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究を仮定すると，ニュートン流体からのずれを表す指数 mを仮定すると，ニュートン流体からのずれを表す指数 m

として 0.13 が得られた．ここでは剪断応力，はずり速として 0.13 が得られた．ここでは剪断応力，はずり速度，サフィックスの r は基準状態を表す．このようにニュ

度，サフィックスの r は基準状態を表す．このようにニュートンの粘性法則に当てはまらない流体を管路で輸送しートンの粘性法則に当てはまらない流体を管路で輸送した場合に発生する管内壁での摩擦損失はニュートン流体た場合に発生する管内壁での摩擦損失はニュートン流体のそれとは異なるものとなる．水平直管内で発生するエマのそれとは異なるものとなる．水平直管内で発生するエマ

ルジョン化油と C 重油の管摩擦損失を図-5 に示す．横軸

ルジョン化油と C 重油の管摩擦損失を図-5 に示す．横軸は単位時間当たりの流量であり，縦軸は管長 1m 当たりでは単位時間当たりの流量であり，縦軸は管長 1m 当たりで発生する圧力損失である．使用した管は SGP 管４種類で，発生する圧力損失である．使用した管は SGP 管４種類で，

管内径はφ12.7mm(15A)，φ21.6mm(20A)，φ27.6mm(25A)

管内径はφ12.7mm(15A)，φ21.6mm(20A)，φ27.6mm(25A)及びφ35.7mm(32A)である．

及びφ35.7mm(32A)である．

図-5図-5 の両対数グラフにおいて，生の C 重油は傾きが 1の直線に乗り，層流における摩擦損失の式 64/Re が当てはの直線に乗り，層流における摩擦損失の式 64/Re が当てはまる．一方でエマルジョン化した油の摩擦損失は流量の増まる．一方でエマルジョン化した油の摩擦損失は流量の増加に対して傾きは 1 より小さくなり擬塑性流体の性質が加に対して傾きは 1 より小さくなり擬塑性流体の性質が現れていることがわかる．重油エマルジョンの管路の単位現れていることがわかる．重油エマルジョンの管路の単位長あたりの管摩擦損失ΔP を長あたりの管摩擦損失ΔP を

 
d 2

U avg

2

P 

(2)

の形で整理する．ここで，Uavg は管内平均流速，ρは密度，

写真-2 回転式粘度計

d 2

U avg

2

(2)

の形で整理する．ここで，Uavg は管内平均流速，ρは密度，d は管直径，λは摩擦損失係数である．エマルジョン化油の粘度特性を(1)式で仮定すると円管内の層流の剪断力は，の粘度特性を(1)式で仮定すると円管内の層流の剪断力は，管内の流速分布 U を用いて，管内の流速分布 U を用いて，

1 m

1 m



 r  dU 
 r 1 m  dr     r   r 

(3)

1 m

1 m



 r  dU 
 r 1 m  dr (3)と表すことができる．定常流においては剪断力と圧力損失と表すことができる．定常流においては剪断力と圧力損失が釣り合っている，即ちが釣り合っている，即ちr P  2r 
2

r P  2r 
2

(4)

なので，

P 
W/OエマルジョンとC重油の粘度特性

 

d は管直径，λは摩擦損失係数である．エマルジョン化油    r   r 

図-4

W/Oエマルジョンの管内摩擦損失

図-5 の両対数グラフにおいて，生の C 重油は傾きが 1

P 
写真-2 回転式粘度計

図-5

W/Oエマルジョンの管内摩擦損失

なので，

2
1  dU  rr  dr 1 mとなり，管内の流速変化

 const .

P 

(5)

1
dU
は r 1 m に比例する．従って，
dr

図-4

W/OエマルジョンとC重油の粘度特性

2m
1 m







2
1  dU  rr  dr 1 mとなり，管内の流速変化

管内の流速分布は管中心部の流速を u0 とすると，  r U r   u 0 1     rw (4) const .

(5)

1
dU
は r 1 m に比例する．従って，dr

管内の流速分布は管中心部の流速を u0 とすると，
2m  r  1 m U r   u 0 1      rw  



(6)

と積分できる．これを(3)式に代入することで，壁面剪断

(6)と積分できる．これを(3)式に代入することで，壁面剪断

― 81 ―― 81 ―

81

81

藤田勇・松﨑義孝

図-7は回転式粘度計による測定値の差分から1-mを計算

力として，
1m

1 m

 r  dU 

w 

r

1m





 dr 

 r  4  3m 
r

1m



 1 m 1m U avg 


 r 
 w 

ちmが増加していくことがわかる．実験で使用したB型粘

(7)

1

rw 2



から，ずり速度は20s 以下であるのに対し，管内流動でのり速度とすると，1～90s-1の範囲であり，平均的には回転(8)記の扱いにおいて管内流の方がmの値が大きくなること
は定性的には合理的である．更に，管内流の摩擦損失を表(9)した図-4においても流量の大きなところで実験値は理論の関係にあるので，摩擦損失係数λは，
 4  3m 
 4  4m 

 

r

線より下側にずれる傾向が見られ，これはmがずり速度に対し正の相関をもって増大していることを意味しており，

64
R e

(10)

回転式粘度計による測定と傾向が一致している．

1 m

1m





 dr 

 r  4  3m 
r

1m



 1 m したものであり，ずり速度の増加に伴い，1-mが減少，即1m

 U avg 


 r 
 w 

度計でのエマルジョン化油の測定では，装置のトルク制限
から，ずり速度は20s-1以下であるのに対し，管内流動でのU avg 

1

rw 2



ずり速度は，管内平均流速を管の半径で除した値を代表ず 2m U r 2rdr  
u0
 4  3m 式粘度計による測定範囲より大きい．mを固定値とした上

P 

2 w
rw

は定性的には合理的である．更に，管内流の摩擦損失を表(9)した図-4においても流量の大きなところで実験値は理論の関係にあるので，摩擦損失係数λは，
1 m

 4  3m 
 4  4m  

線より下側にずれる傾向が見られ，これはmがずり速度に対し正の相関をもって増大していることを意味しており，

64
R e

(10)

となる．ここで，Re’は擬塑性流体における等価的なレイノルズ数として，
 U avg Re  Re rd (11)

記の扱いにおいて管内流の方がmの値が大きくなることで与えられる．管摩擦損失と壁面剪断力は(5)式より，イノルズ数として，
 U avg Re  Re rd り速度とすると，1～90s-1の範囲であり，平均的には回転(8)となる．ここで，Re’は擬塑性流体における等価的なレm

ちmが増加していくことがわかる．実験で使用したB型粘(7)が得られる．ここで Uavg は，式粘度計による測定範囲より大きい．mを固定値とした上

2 w
rw
1 m

w 

ずり速度は，管内平均流速を管の半径で除した値を代表ず 2m U r 2rdr  
u0
 4  3m 

で与えられる．管摩擦損失と壁面剪断力は(5)式より，
P 

1m

 r  dU 

度計でのエマルジョン化油の測定では，装置のトルク制限-1

図-7は回転式粘度計による測定値の差分から1-mを計算力として，したものであり，ずり速度の増加に伴い，1-mが減少，即が得られる．ここで Uavg は，U avg 藤田勇・松﨑義孝

回転式粘度計による測定と傾向が一致している．

m

(11)

で定義している．レイノルズ数Reは基準状態における粘で定義している．レイノルズ数Reは基準状態における粘度を用いて定義したものである．r=50,000mPa.s，r=1.0s ，度を用いて定義したものである．r=50,000mPa.s，r=1.0s-1，

m=0.27を仮定して実験結果を整理したものを図-6に示す．

m=0.27を仮定して実験結果を整理したものを図-6に示す．

測定値は生のC重油も含めてマイナス一乗の線に乗って測定値は生のC重油も含めてマイナス一乗の線に乗っており，整理式が妥当なことがわかる．ただし，ここでのm

おり，整理式が妥当なことがわかる．ただし，ここでのmは(1)式に示したmと同じものであるから，粘度計により計は(1)式に示したmと同じものであるから，粘度計により計-1測した値(m=0.13)と本来一致しなければならない．しかし測した値(m=0.13)と本来一致しなければならない．しかしここでは約2倍の違いが生じていた．原因としては，粘度

ここでは約2倍の違いが生じていた．原因としては，粘度計と管内流での，ずり速度の違いが考えられる．ここまで

計と管内流での，ずり速度の違いが考えられる．ここまではmが定数であると仮定したが，実際のエマルジョン化油

はmが定数であると仮定したが，実際のエマルジョン化油

ではmの値はずり速度自体にも依存している．

図-71-mのずり速度依存性

10,000ではmの値はずり速度自体にも依存している．

図-7

10,000

含水率の異なる（0%，20%，33%，50%及び 60%の）エマ
ルジョン化油を用いて 40A の管路内での圧力損失を計測

1,000した．結果を図-8 に示す．含水率が大きくなるに従ってPure C

回帰線の傾きが小さくなる，すなわち 1-m が小さくなる

Emulsified C
100

ことが分かる．含水率との関係を図-9 に示す．
図-8 において A で示す部分に興味深い現象が観察されている．含水率が比較的小さい場合には見られないが含水10率が大きい場合，管内流速を上げていくと，あるところで

次に指数 m が含水率にどの程度依存するのかを調べた．

Friction
Frictionloss
losscoefficient
coefficient[‐]

Friction
Frictionloss
losscoefficient
coefficient[‐]

次に指数 m が含水率にどの程度依存するのかを調べた．

含水率の異なる（0%，20%，33%，50%及び 60%の）エマ
ルジョン化油を用いて 40A の管路内での圧力損失を計測

1,000した．結果を図-8 に示す．含水率が大きくなるに従ってPure C

回帰線の傾きが小さくなる，すなわち 1-m が小さくなる

Emulsified C
100

ことが分かる．含水率との関係を図-9 に示す．
図-8 において A で示す部分に興味深い現象が観察されている．含水率が比較的小さい場合には見られないが含水10率が大きい場合，管内流速を上げていくと，あるところで急に圧力損失が小さくことがある．剪断変形が大きなとこ
1
0.01

0.10

 4  3m 
 4  4m 

図-61-mのずり速度依存性

m 1

1.00

ろでは C 重油と水で形成された W/O エマルジョンは不安

10.00

急に圧力損失が小さくことがある．剪断変形が大きなとこ1
0.01

 4  3m 
 4  4m 

定で，自己崩壊による相分離を起こしていることが想像さRe

れる．解放された自由水は管壁内面に膜あるいは環状相を形成し，この部分で剪断変形を受け持つ様になる．水は粘W/Oエマルジョンの摩擦損失係数

0.10

図-6

m 1

1.00

ろでは C 重油と水で形成された W/O エマルジョンは不安

10.00

定で，自己崩壊による相分離を起こしていることが想像さRe

れる．解放された自由水は管壁内面に膜あるいは環状相を形成し，この部分で剪断変形を受け持つ様になる．水は粘W/Oエマルジョンの摩擦損失係数度が小さいので摩擦損失が減少するのである．どの様な組度が小さいので摩擦損失が減少するのである．どの様な組― 82 ―― 82 ―

82

82

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

成のエマルジョンがどの程度のずり速度で自己崩壊を起ると図-10に示すような油のコアの周りを水が環状に取り成のエマルジョンがどの程度のずり速度で自己崩壊を起ると図-10に示すような油のコアの周りを水が環状に取り

こすかはまだ分かっていない．実用上はいきなり自己崩壊

巻いたCAF（Core Annular Flow）が形成され，粘度の小さ

こすかはまだ分かっていない．実用上はいきなり自己崩壊

巻いたCAF（Core Annular Flow）が形成され，粘度の小さを起こすような管路流速を与えることはできないので，どい環状水が剪断変形を主として受け持つので管摩擦損失を起こすような管路流速を与えることはできないので，どい環状水が剪断変形を主として受け持つので管摩擦損失の様な流速でも摩擦損失が過大にならないように摩擦損を低減することができる．油-水系におけるCAFの形成はの様な流速でも摩擦損失が過大にならないように摩擦損を低減することができる．油-水系におけるCAFの形成は7)失を小さくする工夫が必要になる．次章以降において積極

古くから知られており ，その後石油産業界で、高粘度油

失を小さくする工夫が必要になる．次章以降において積極

古くから知られており7)，その後石油産業界で、高粘度油

的な摩擦損失低減の手法について提案する．

の生産井における潤滑方法として提案されている8)．更に的な摩擦損失低減の手法について提案する．

の生産井における潤滑方法として提案されている8)．更に

流出油回収移送時への応用を目的とした研究も行われて
いる

9,10)

流出油回収移送時への応用を目的とした研究も行われている9,10)．著者等も、油回収船への応用を念頭にエマルジ．著者等も、油回収船への応用を念頭にエマルジ

ョン化した油を用いて，実験による検討を行った11)．

1-β

1-β

Oil core

Water annulus

β

図-10

図-8 含水率の異なるエマルジョンの管摩擦損失

ョン化した油を用いて，実験による検討を行った11)．

図-10

図-8 含水率の異なるエマルジョンの管摩擦損失

油-水系の管内液-液混相流の圧力損失計測を行う実験

油-水系の管内液-液混相流の圧力損失計測を行う実験

装置を構成した．実験装置の概要を図-11に示す．図中(a)装置を構成した．実験装置の概要を図-11に示す．図中(a)で示す容量約1m のタンクに試験用のエマルジョン化油

で示す容量約1m3 のタンクに試験用のエマルジョン化油

約600lと水約300lを入れる．試験油はチューブポンプ(b)約600lと水約300lを入れる．試験油はチューブポンプ(b)によりタンクより吸い出されてテストセクションに送りによりタンクより吸い出されてテストセクションに送り込まれる．チューブポンプはインバータ(c)による回転数込まれる．チューブポンプはインバータ(c)による回転数制御により流量調整を行う．チューブポンプは容積式のポ制御により流量調整を行う．チューブポンプは容積式のポンプであり回転数と流量の間にはほぼリニアな関係があンプであり回転数と流量の間にはほぼリニアな関係があることから，あらかじめポンプ回転数と流量の関係を求め，ることから，あらかじめポンプ回転数と流量の関係を求め，実験中はポンプ回転数より流量を算出した．水はタンク下

実験中はポンプ回転数より流量を算出した．水はタンク下部より遠心ポンプ(d)を用いてチューブポンプ吸引口手前

部より遠心ポンプ(d)を用いてチューブポンプ吸引口手前に注入される．水の流量はテーパ管式流量計(e)により計に注入される．水の流量はテーパ管式流量計(e)により計測した．圧力測定は二カ所P1及びP2において行った．計測

測した．圧力測定は二カ所P1及びP2において行った．計測にはブルドン管圧力計と歪みゲージ式圧力変換器(f)を用にはブルドン管圧力計と歪みゲージ式圧力変換器(f)を用いた．圧力変換器からの信号はストレインアンプにより増いた．圧力変換器からの信号はストレインアンプにより増幅し，デジタルストレージオシログラフによりD/A変換し3. 注水による管摩擦損失の低減

幅し，デジタルストレージオシログラフによりD/A変換し

図-9 流動性指数(m)の含水率依存性記録した．実験中の温度管理は特には行わず，室温状態で記録した．実験中の温度管理は特には行わず，室温状態で行った．試験油の温度は10℃から20℃の範囲であった．テ行った．試験油の温度は10℃から20℃の範囲であった．テ

ストセクションとしては図-11に示す内径38mmのポリ塩

ストセクションとしては図-11に示す内径38mmのポリ塩化ビニール製のサクションホース（約40m）の他にも，内3. 注水による管摩擦損失の低減化ビニール製のサクションホース（約40m）の他にも，内径76.5mmのサクションホース及び内径49.5mmのSGP鋼管
エマルジョン化した油を管路により移送する場合には(50A)を用いた．

摩擦損失を低減することが必要になる．少量の水を添加す

CAF(Core Annular Flow)の模式図

3.1 実験装置と手法

3

図-9 流動性指数(m)の含水率依存性

Water annulusβ

CAF(Core Annular Flow)の模式図

3.1 実験装置と手法

Oil core

径76.5mmのサクションホース及び内径49.5mmのSGP鋼管
エマルジョン化した油を管路により移送する場合には(50A)を用いた．

摩擦損失を低減することが必要になる．少量の水を添加す― 83 ―― 83 ―

83

83

― 84 ―― 84 ―

84

84

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究なっている．ここでは参考の為に図に示している．は注なっている．ここでは参考の為に図に示している．は注

水率で，総流量に占める水の割合として水率で，総流量に占める水の割合として



図-14 エマルジョン化油粘度の温度依存性

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

Qw
Qc  Qw(13)で定義した．ここで Qw は添加した水の流量であり，Qc

は油の流量である．実験は，水の見かけの流速で概ね 0.02は油の流量である．実験は，水の見かけの流速で概ね 0.02

～0.3m/s の範囲，油の見かけの流速で概ね 0.3～2.0m/s の～0.3m/s の範囲，油の見かけの流速で概ね 0.3～2.0m/s の範囲で，注水率は 0.015～0.3 の範囲で実施した．

範囲で，注水率は 0.015～0.3 の範囲で実施した．

3.2 実験結果

3.2 実験結果

テストセクションに内径 38mm のサクションホースを

テストセクションに内径 38mm のサクションホースを用いた場合の P1 と P2 間の差圧の測定結果を図-16 に示す．

用いた場合の P1 と P2 間の差圧の測定結果を図-16 に示す．

各データ系列は注水量を 5, 10, 15, 20 l/min と一定とし油各データ系列は注水量を 5, 10, 15, 20 l/min と一定とし油の流量を変えた場合を示している．加えて水のみを流したの流量を変えた場合を示している．加えて水のみを流した

図-14 エマルジョン化油粘度の温度依存性

場合を×で，油のみを流した場合を+の記号で示している．

場合を×で，油のみを流した場合を+の記号で示している．

図中の線は水及び油の単相流に関する管摩擦損失に関す

図中の線は水及び油の単相流に関する管摩擦損失に関す

る整理式

る整理式

L 2
U
d 2

P2  P1  (14)を用いた計算値であり，摩擦係数 λ は，水に関しては乱流域を表現する Blasius の式




(14)

1

  0.3164Re 4

(15)

(15)

を，油に関しては(7)及び(9)式より U1-m で回帰したものをを，油に関しては(7)及び(9)式より U1-m で回帰したものを示している．今回の実験ではテストセクションが曲がり管示している．今回の実験ではテストセクションが曲がり管を含んでいることから管路長に関しては，P1 から P2 までを含んでいることから管路長に関しては，P1 から P2 までの距離をそのまま管路長とはせず，水単相流における圧力の距離をそのまま管路長とはせず，水単相流における圧力

損失測定値より(14)式を用いてを逆算し，その平均値を等

損失測定値より(14)式を用いてを逆算し，その平均値を等価管長とした．注水を行った場合の圧力損失は水単相，油単相時の中間の値を示す．注水量が多い程圧力損失が小さ

価管長とした．注水を行った場合の圧力損失は水単相，油図-15 実験条件

単相時の中間の値を示す．注水量が多い程圧力損失が小さくなることがわかる．管径が異なる場合の圧力損失に関しくなることがわかる．管径が異なる場合の圧力損失に関しても同様の傾向がみられた．図-17 は内径 52.9mm の鋼管ても同様の傾向がみられた．図-17 は内径 52.9mm の鋼管（SGP50A）を用いた場合の圧力損失の測定値である．

（SGP50A）を用いた場合の圧力損失の測定値である．

実験条件を図-15 に示す．横軸は添加水の見かけの流速、

縦軸は油の見かけの流速である．管内部における実際の流縦軸は油の見かけの流速である．管内部における実際の流速は，混相流体の場合，管断面に占める各相の割合を考慮

速は，混相流体の場合，管断面に占める各相の割合を考慮する必要があるが，見かけの流速とは各相の流量を管の断する必要があるが，見かけの流速とは各相の流量を管の断面積で除したものとして一般的に定義される．破線は面積で除したものとして一般的に定義される．破線は

12)

L 2
U
d 2

を用いた計算値であり，摩擦係数 λ は，水に関しては乱流域を表現する Blasius の式1

  0.3164Re 4

実験条件を図-15 に示す．横軸は添加水の見かけの流速、(13)で定義した．ここで Qw は添加した水の流量であり，Qc

P2  P1  

図-15 実験条件

Qw
Qc  Qw

Bannwart による流動様式の整理であり，流動様式の境界

Bannwart12)による流動様式の整理であり，流動様式の境界を表している．Annular は環状流，Stratified は層状流，を表している．Annular は環状流，Stratified は層状流，

Bubble および Dispersed bubble は気泡流を意味する．だた

Bubble および Dispersed bubble は気泡流を意味する．だた

し Bannwart 等の実験はエマルジョン化油ではなく，粘度し Bannwart 等の実験はエマルジョン化油ではなく，粘度3が 488mPa.s，比重 925.5kg/m の原油と水を内径 2.84cm のが 488mPa.s，比重 925.5kg/m3 の原油と水を内径 2.84cm の水平管に流した場合のものであり，この実験とは条件が異水平管に流した場合のものであり，この実験とは条件が異― 85 ―― 85 ―

85

85

― 86 ―― 86 ―

86

86

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究となる．一方水単相の摩擦損失はβが小さい場合は層流になると考えて，

10000
2.15
PFF/ΔP/ Pw
 ε‐2.15
ΔPW =1  QW PW  uc 
Re  rc 2 

10

ΔPF/ΔPwている．気液二相流において(16)式を提案した Lottes もn=2 を用いている 13)．気液系における他の研究においては

0.01

う報告や，垂直管の気液二相流の測定では n=1.75 が良くε成立するという報告もある

図-19 摩擦損失比と注水率の相関0.10

擦損失比の注水率への依存性が-2 の冪であることを示している．気液二相流において(16)式を提案した Lottes もn=2 を用いている 13)．気液系における他の研究においては常圧の空気－水系の測定から n=1.4～2.25 が得られたとい

1.00

う報告や，垂直管の気液二相流の測定では n=1.75 が良く

ε

14)

．本研究で得られた n=2.15

成立するという報告もある 14)．本研究で得られた n=2.15

図-19 摩擦損失比と注水率の相関はこうした気液二相流の結果と大きく異なっておらず妥はこうした気液二相流の結果と大きく異なっておらず妥

当な範囲であると思われる．(17)式で表される整理モデル

当な範囲であると思われる．(17)式で表される整理モデル

においては，油相の粘度は陽な形では現れてこない．CAF

dにおいては，油相の粘度は陽な形では現れてこない．CAF

dが形成されている限りにおいては，油相は剪断変形をほとucが形成されている限りにおいては，油相は剪断変形をほと

uc

んど受けることなく，管摩擦はほとんど水の環状相内の剪rc

Oil core

んど受けることなく，管摩擦はほとんど水の環状相内の剪rc

断変形で決まると考えられるから一応は妥当な結果だとWater annulus

Oil core

断変形で決まると考えられるから一応は妥当な結果だとWater annulus

考えられる．

図-20 理想化した CAF

考えられる．

図-20 理想化した CAF
1.00001.0000n の値は，特別な場合には理論的に導くことができる．

n の値は，特別な場合には理論的に導くことができる．

油の粘度が小さく，仮想的に油が水と同じ物性を持ってい油の粘度が小さく，仮想的に油が水と同じ物性を持ってい0.1000性が得られるはずで混相流の圧力損失として Blasius 式(15)を用いることができる．管中心部の流れとそれを取り巻く環状部分の流れを仮想的に分割し，CAF と見立てて計算すると n の値として 1.75 が得られる．次に油相の粘度が非常に大きい場合，ひとつの理想化として，油相が完
全な剛体として管中央に円柱コアを形成すると考える．図

性が得られるはずで混相流の圧力損失として Blasius 式(15)を用いることができる．管中心部の流れとそれを取り0.0100

巻く環状部分の流れを仮想的に分割し，CAF と見立てて計算すると n の値として 1.75 が得られる．次に油相の粘度が非常に大きい場合，ひとつの理想化として，油相が完

0.0010

全な剛体として管中央に円柱コアを形成すると考える．図-20 に示すような流れの構造が形成されていると仮定し，0.00100.01000.10001.0000

Theoretical model [MPa]と見なせるはずである．この場合，

図-21 整理式と実験値の比較(18)

しかし厳密には油の粘度の影響もあるはずであり，それはと近似できるので，油水混相流の摩擦損失は，環状部の剪断変形と円周長さの積に比例するので，uc
2rc   u c  1d0.0010流動様式の遷移条件や，形成された CAF のコア相と環状式上では n の値の変化として現れてくるものと予想され0.0001を無視すれば，狭隘な間隙を有する二平板間のクエット流



Qw
Q
d
 w 
Qc  Qw Qc rc

uc
2rc   u c  1d0.01000.10001.0000

図-21 整理式と実験値の比較(18)

しかし厳密には油の粘度の影響もあるはずであり，それはと近似できるので，油水混相流の摩擦損失は，環状部の剪断変形と円周長さの積に比例するので，
 PF 

0.0010

Theoretical model [MPa]と見なせるはずである．この場合，相の界面の波立ち具合などに影響を与える．それらは整理(19)0.0001

更に注水率が小さい場合，環状の水相は，管壁近傍の曲率0.0001を無視すれば，狭隘な間隙を有する二平板間のクエット流

 PF 

0.0100-20 に示すような流れの構造が形成されていると仮定し，0.0001

更に注水率が小さい場合，環状の水相は，管壁近傍の曲率

Qw
Q
d
 w 
Qc  Qw Qc rc

0.1000る場合を考える．この場合は水単相流と同様の圧力損失特Measurement [MPa]Measurement [MPa]る場合を考える．この場合は水単相流と同様の圧力損失特



(21)

と評価できる．このことは，注水率が小さい場合には，摩◇ 38mm （Present study)△ 52.9mm（Present study)○ 76.2mm (Present study)
× Ueda1常圧の空気－水系の測定から n=1.4～2.25 が得られたとい

1.00

u  1PF c  2
PW
uc 

100

10

擦損失比の注水率への依存性が-2 の冪であることを示し

1
0.10

(21)

(20)

とする．摩擦損失比はと評価できる．このことは，注水率が小さい場合には，摩◇ 38mm （Present study)△ 52.9mm（Present study)○ 76.2mm (Present study)
× Ueda2

1  QW PW  uc 
Re  rc 2 1000

u  1PF c  2
PW
uc 

0.01

2.15
PFF/ΔP/ Pw
 ε‐2.15
ΔP
W =

(20)

とする．摩擦損失比は100となる．一方水単相の摩擦損失はβが小さい場合は層流になると考えて，

10000

2

1000

ΔPF/ΔPw

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

流動様式の遷移条件や，形成された CAF のコア相と環状相の界面の波立ち具合などに影響を与える．それらは整理(19)

式上では n の値の変化として現れてくるものと予想される．今回の実験ではそのような細かい検討までは行っている．今回の実験ではそのような細かい検討までは行ってい― 87 ―― 87 ―

8787

藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

ないので今後の課題と言える．ではあるが，今回の実験はないので今後の課題と言える．ではあるが，今回の実験は重油エマルジョンとして実際の流出油に近い粘度特性を重油エマルジョンとして実際の流出油に近い粘度特性を0.1有するものに対して得られたものであり，実用的な価値は50A大きいと考える．
す．◇，△，○は本研究で行った実験との比較であり，×は上田の実験との比較である．整理式と実験値との間で広い範囲で比較的良い相関が認められる．
3.4 注水量の最適化
上述の様に高粘度油の管内油送において少量の水を添50A大きいと考える．
圧力損失に関する(17)式と実験値との比較を図-21 に示

0.01

Uc=2m/sec

80A

Pressure loss [MPa/m]

Pressure loss [MPa/m]

圧力損失に関する(17)式と実験値との比較を図-21 に示0.1有するものに対して得られたものであり，実用的な価値はす．◇，△，○は本研究で行った実験との比較であり，×は上田の実験との比較である．整理式と実験値との間で広い範囲で比較的良い相関が認められる．

0.001

3.4 注水量の最適化
上述の様に高粘度油の管内油送において少量の水を添

Uc=1m/sec

加することで摩擦損失を低減できることがわかった．またUc=2m/sec

80A

0.001

Uc=1m/sec

加することで摩擦損失を低減できることがわかった．また0.0001

水添加時の圧力損失は摩擦損失比形で注水率の指数乗と0.001して(17)式の様に表すことができることを述べた．実用上

0.01

0.1

1

10

Qw/Qc

の課題は摩擦損失を減少させ，油をより効率良くパイプラ

0.0001

水添加時の圧力損失は摩擦損失比形で注水率の指数乗と0.001して(17)式の様に表すことができることを述べた．実用上

0.01

0.1

10

図-23 最適注水量

イン輸送することである．すなわち要求される油量を輸送いう問いへの答えが求められる．一定量の油に対して注水量を変化させた場合の摩擦損失の変化を図-22 に示す．注
水量の増加に伴って摩擦損失比が減少する一方で，注水量自体の増加により ΔPW は増大する．そのためトータルとしての摩擦損失 ΔPF は図に示す様に，ある注水量において最小値を持つことになる．管直径及び油の見かけの管内
流速を変えて摩擦損失につて計算した例を図-23 に示す．
管として 50A 及び 80A，見かけの油流速として 1m/s 及び2m/s としている．いずれのケースにおいても 10～20%を注水した場合に摩擦損失が最小値を示すことがわかる．例
として油に対して 10%の注水を行った場合について 100m

10

いう問いへの答えが求められる．一定量の油に対して注水量を変化させた場合の摩擦損失の変化を図-22 に示す．注
水量の増加に伴って摩擦損失比が減少する一方で，注水量1自体の増加により ΔPW は増大する．そのためトータルとしての摩擦損失 ΔPF は図に示す様に，ある注水量におい0.1て最小値を持つことになる．管直径及び油の見かけの管内
流速を変えて摩擦損失につて計算した例を図-23 に示す．
0.01

管として 50A 及び 80A，見かけの油流速として 1m/s 及びQw/Qc=0.1

2m/s としている．いずれのケースにおいても 10～20%を注水した場合に摩擦損失が最小値を示すことがわかる．例

0.001
1

10

100

1000

Oil flow rate [m3/hr]のパイプライン輸送時に発生する摩擦損失を図-24 に示として油に対して 10%の注水を行った場合について 100m

10

1

0.1

0.01
Qw/Qc=0.1
0.001
1

10

100

1000

Oil flow rate [m3/hr]のパイプライン輸送時に発生する摩擦損失を図-24 に示す．

Friction loss estimation [MPa/100m]

するのにどの程度の量の注水を行うのが適しているかと

Friction loss estimation [MPa/100m]

するのにどの程度の量の注水を行うのが適しているかと

1

Qw/Qc

の課題は摩擦損失を減少させ，油をより効率良くパイプラ

図-23 最適注水量

イン輸送することである．すなわち要求される油量を輸送

す．
図-24 100m 輸送における圧力損失
1,000,000

100,000

100,000

1,000
100
100
10

ΔPF/ΔPw

1,000

ΔPF/ΔPw

1
0

0

0.01

加えることで実現でき，簡便で現場における有用性が高い．
マルジョンが作られるからであり，これを分解して油水相

ΔPw

0

0.001

前章においてはエマルジョン化した油の管内輸送における注水による潤滑手法を述べた．この手法は安価な水をしかし一方で，摩擦損失が大きいのはそもそも W/O 型エ

10

1

0.1

1,000,000

100,000

100,000

4. エマルジョン分解

10,000ΔPF

1,000,000

1

Qw/Qc

10,000
1,000

1,000
100
100
10

0

どでは Demulsifier（あるいはエマルジョンブレーカー）

0.001

剤などとして油濁対応において検討されている．ここ

ΔPF/ΔPw1

分離ができれば，注水潤滑同様に管摩擦損失を小さくする
ことができると発想することも可能である．実際，米国な

0

0.01

加えることで実現でき，簡便で現場における有用性が高い．
マルジョンが作られるからであり，これを分解して油水相ΔPw

ことができると発想することも可能である．実際，米国な前章においてはエマルジョン化した油の管内輸送における注水による潤滑手法を述べた．この手法は安価な水をしかし一方で，摩擦損失が大きいのはそもそも W/O 型エ

101

分離ができれば，注水潤滑同様に管摩擦損失を小さくする

15)

4. エマルジョン分解

10,000ΔPF0と呼ばれるエマルジョン分解用の薬剤が油水分離の促進

図-22 注水量と摩擦損失の関係

ΔPF ，ΔPw [Pa/m]

10,000

図-24 100m 輸送における圧力損失

ΔPF/ΔPw

1,000,000

ΔPF ，ΔPw [Pa/m]

0.01

0.1

どでは Demulsifier（あるいはエマルジョンブレーカー）

1

Qw/Qc

と呼ばれるエマルジョン分解用の薬剤が油水分離の促進

図-22 注水量と摩擦損失の関係剤などとして油濁対応において検討されている 15)．ここ― 88 ―― 88 ―

88

88

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

では高粘度エマルジョン化油の粘性制御を目的として，薬にはされていないが，Surface washing agent として用いら

では高粘度エマルジョン化油の粘性制御を目的として，薬にはされていないが，Surface washing agent として用いら剤を用いたエマルジョン分解について検討する．

れるものであり， 流出油対策用の薬剤として米国の EPA剤を用いたエマルジョン分解について検討する．

れるものであり， 流出油対策用の薬剤として米国の EPA

において毒性等の試験がなされたものである．(g)の灯油
4.1 回転式粘度計を用いた実験

は溶媒の効果を知るために参考として加えた．

界面活性剤を添加することによる重油エマルジョンのにおいて毒性等の試験がなされたものである．(g)の灯油
4.1 回転式粘度計を用いた実験

は溶媒の効果を知るために参考として加えた．

界面活性剤を添加することによる重油エマルジョンの分解過程における支配因子を明らかにすることを目的と分解過程における支配因子を明らかにすることを目的として実験を行った 16)．界面活性剤の種類と濃度，温度，表-1 使用した薬剤

及びずり速度の影響について検討した．エマルジョンの分
解スピード，すなわち含水率の変化を直接且つ動的に測定することは難しいため，粘度を一つの指標と考え，円筒型
スピンドルを持つ回転式粘度計を用いて粘度の時間的変d

DRIMAX
1235

e

NEOS

Ingredientsorfull namePEG-10 laurate
Sorbitan laurate
Diethylhexyl sodium
sulfosuccinate
Sodium diisooctyl
sulfosuccinate/ proplylene glycol/water
UnkownConfidential#

Productsnameab

MYL-10SL-10c

OTP-75化を追跡することによって，反応の進行を推定する方法をとった．
(1) 実験手法f

SC-1000

実験は写真-2 に示した回転式粘度計を用いて図-25 にgKerosine

して実験を行った 16)．界面活性剤の種類と濃度，温度，
Description
HLB 12.5
HLB 8.6

表-1 使用した薬剤

及びずり速度の影響について検討した．エマルジョンの分
解スピード，すなわち含水率の変化を直接且つ動的に測定することは難しいため，粘度を一つの指標と考え，円筒型
スピンドルを持つ回転式粘度計を用いて粘度の時間的変#Productsnameab

MYL-10SL-10c

OTP-75d

DRIMAX
1235

e

NEOS

Ingredientsorfull namePEG-10 laurate
Sorbitan laurate
Diethylhexyl sodium
sulfosuccinate
Sodium diisooctyl
sulfosuccinate/ proplylene glycol/water
UnkownConfidential

化を追跡することによって，反応の進行を推定する方法をDemulsifier
Oil dispersant
Surfacewashing agent
Light fuel oil

とった．
(1) 実験手法f

SC-1000

実験は写真-2 に示した回転式粘度計を用いて図-25 にgKerosine

模式的に示す手法で行った．供試油を粘度計の測定カラム

模式的に示す手法で行った．供試油を粘度計の測定カラムに充填し所定の温度になるまで待った後，スピンドルを設に充填し所定の温度になるまで待った後，スピンドルを設定した回転数で回転した．あるタイミングにおいて界面活

Description
HLB 12.5
HLB 8.6

Demulsifier
Oil dispersant
Surfacewashing agent
Light fuel oil

定した回転数で回転した．あるタイミングにおいて界面活(2) 実験結果と考察

性剤を少量添加し，スピンドルの回転に要するトルクの時系列を記録した．供試油には C 重油と水道水を混合し攪薬剤の種類と濃度の違いによる粘度の時間変化を図-26

系列を記録した．供試油には C 重油と水道水を混合し攪薬剤の種類と濃度の違いによる粘度の時間変化を図-26

拌機により 2 時間程度攪拌して調製した W/O エマルジョに示す．(a)のモノラウリン酸ポリエチレングリコールと拌機により 2 時間程度攪拌して調製した W/O エマルジョに示す．(a)のモノラウリン酸ポリエチレングリコールとン化油を使用した（粘度 55,000mPa.s@1.0s ）．調製した(f)の洗浄剤については薬剤添加後急激な粘度低下が認め

ン化油を使用した（粘度 55,000mPa.s@1.0s-1）．調製した(f)の洗浄剤については薬剤添加後急激な粘度低下が認め

エマルジョン中の水分量はカールフィッシャー法によりられた．(b)のモノラウリン酸ソルビタンや(c)のスルホコ

エマルジョン中の水分量はカールフィッシャー法によりられた．(b)のモノラウリン酸ソルビタンや(c)のスルホコ測定した．含水量は 58%であった．

ハク酸ジエチルヘキシルナトリウムでは粘度変化のばら測定した．含水量は 58%であった．

ハク酸ジエチルヘキシルナトリウムでは粘度変化のばら性剤を少量添加し，スピンドルの回転に要するトルクの時-1つきが(a)および(b)に比べて大きく且つ緩慢であるものの，つきが(a)および(b)に比べて大きく且つ緩慢であるものの，粘度の低下が観察された．(d)のエマルジョンブレーカー

粘度の低下が観察された．(d)のエマルジョンブレーカーについては，粘度の低下は緩慢であり，濃度の影響は顕著ωれなかった．(e)の油処理剤の場合には添加量が少ない場に見られなかった．但し濃度による違いは顕著には認められなかった．(e)の油処理剤の場合には添加量が少ない場

Chemical agent

合は大きな粘度低下は観察されなかったが，10%を越える

Spindleについては，粘度の低下は緩慢であり，濃度の影響は顕著

ωに見られなかった．但し濃度による違いは顕著には認めら
Chemical agent(2) 実験結果と考察合は大きな粘度低下は観察されなかったが，10%を越える

Spindle濃度で添加した場合には急激な粘度の低下が観察された．
Emulsion

濃度で添加した場合には急激な粘度の低下が観察された．
Emulsion(g)は灯油を添加した場合だが，添加濃度が小さい場合の(g)は灯油を添加した場合だが，添加濃度が小さい場合の粘度低下は緩慢であったが 20%の添加では顕著な粘度の低下が観察された．灯油の場合には界面活性というよりも

図-25 回転式粘度計を用いたエマルジョン分解実験

粘度低下は緩慢であったが 20%の添加では顕著な粘度の低下が観察された．灯油の場合には界面活性というよりも

図-25 回転式粘度計を用いたエマルジョン分解実験

油性溶媒による溶解に伴う効果を表すものと考えられる．

油性溶媒による溶解に伴う効果を表すものと考えられる．

(d)，(e)及び(f)はメーカによる製品で，エマルジョン分解(d)，(e)及び(f)はメーカによる製品で，エマルジョン分解

実験パラメータとしては，界面活性剤の種類，界面活性に寄与すると考えられる界面活性成分をどの程度含有し実験パラメータとしては，界面活性剤の種類，界面活性に寄与すると考えられる界面活性成分をどの程度含有し剤濃度，粘度計の回転数（ずり速度）ならびに温度等を制ているかは不明であるので，議論の材料にし難い面がある．

剤濃度，粘度計の回転数（ずり速度）ならびに温度等を制ているかは不明であるので，議論の材料にし難い面がある．

御した．使用した界面活性剤の種類を表-1 に示す．(a),(b)(a)のモノラウリン酸ポリエチレングリコール添加のケー御した．使用した界面活性剤の種類を表-1 に示す．(a),(b)(a)のモノラウリン酸ポリエチレングリコール添加のケーを参考に選定した．(d)はエマルジョンスについてみると，余り添加濃度の影響は出ておらず，あは石田等の特許を参考に選定した．(d)はエマルジョンスについてみると，余り添加濃度の影響は出ておらず，あブレーカの一例である 15)．(c)は(d)と同じ成分を含む薬剤

る程度の量の界面活性剤が存在すれば，それ以上の界面活

ブレーカの一例である 15)．(c)は(d)と同じ成分を含む薬剤

る程度の量の界面活性剤が存在すれば，それ以上の界面活として選定した．(e)は国内で認可を受けている油処理剤

性剤は必要がないことを示していると考えられる．

として選定した．(e)は国内で認可を受けている油処理剤

性剤は必要がないことを示していると考えられる．

は石田等の特許17)の代表として選定，(f)は，成分はメーカーによって明らか

17)の代表として選定，(f)は，成分はメーカーによって明らか― 89 ―― 89 ―

8989

藤田勇・松﨑義孝(Shear rate:50.2[1/s], Temperature:40℃)(a) PEG-10 laurate

藤田勇・松﨑義孝(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(b) Sorbitan laurate(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(Shear rate:50.2[1/s], Temperature:35℃)(c) Diethylhexyl sodium sulfosuccinate(d) Demulsifier(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(e) Oil dispersant(f) Surface wash agent(Shear rate:50.2[1/s], Temperature:40℃)(a) PEG-10 laurate(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(b) Sorbitan laurate(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(Shear rate:50.2[1/s], Temperature:35℃)(c) Diethylhexyl sodium sulfosuccinate(d) Demulsifier(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(e) Oil dispersant(f) Surface wash agent

図-26 界面活性剤の種類と添加濃度によるエマルジョン分解の違い（次頁に続く）

図-26 界面活性剤の種類と添加濃度によるエマルジョン分解の違い（次頁に続く）― 90 ―― 90 ―

90

90

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(Shear rate:83.7[1/s], Temperature:40℃)(g) Kerosine(g) Kerosine

図-26 界面活性剤の種類と添加濃度によるエマルジョン分解の違い-28 の線は，実験値に(23)式を当てはめたものである．

次に温度の影響を検討する．図-27 にモノラウリル酸ポ

図-26 界面活性剤の種類と添加濃度によるエマルジョン分解の違い-28 の線は，実験値に(23)式を当てはめたものである．

次に温度の影響を検討する．図-27 にモノラウリル酸ポリエチレングリコールを用いた結果の一例を示す．界面活リエチレングリコールを用いた結果の一例を示す．界面活性剤濃度は 1.7-1.9wt%で，ずり速度は 186[1/sec]である．

性剤濃度は 1.7-1.9wt%で，ずり速度は 186[1/sec]である．

温度は 20,25,30,40℃の 4 通りで実験した．温度が異なると温度は 20,25,30,40℃の 4 通りで実験した．温度が異なると初期状態の粘度が異なるため，初期粘度により規格化した

初期状態の粘度が異なるため，初期粘度により規格化した粘度を表している．多少のばらつきは認められるものの，粘度を表している．多少のばらつきは認められるものの，いずれの温度においてもほぼ同じような時間スケールでいずれの温度においてもほぼ同じような時間スケールで粘度低下を発現していることがわかる．粘度自体は(12)式

粘度低下を発現していることがわかる．粘度自体は(12)式に示した様に温度依存性を強く持つ一方でエマルジョンに示した様に温度依存性を強く持つ一方でエマルジョンの分解反応の温度依存性は顕著ではないことが分かる．

の分解反応の温度依存性は顕著ではないことが分かる．

次に，ずり速度の影響を考える．ずり速度を変化させて，次に，ずり速度の影響を考える．ずり速度を変化させて，界面活性剤添加後のエマルジョン化油の粘度変化を測定

界面活性剤添加後のエマルジョン化油の粘度変化を測定した．図-28 に洗浄剤(f)を用いた場合を例として示す．図した．図-28 に洗浄剤(f)を用いた場合を例として示す．図では各ずり速度における粘度の初期値を用いて規格化しでは各ずり速度における粘度の初期値を用いて規格化した値を示した．図から明らかなようにずり速度が大きくなた値を示した．図から明らかなようにずり速度が大きくな
図-27 エマルジョン分解の温度依存性

るに伴って，粘度低下に要する時間は短くなる．解析のモデルとして，粘度μの時間変化を一次反応，すなわち

t0

d
 0
dt

デルとして，粘度μの時間変化を一次反応，すなわち

t0

(22)

と仮定する．この場合(22)式は容易に積分できて，



t 


 t0   0 exp 

図-27 エマルジョン分解の温度依存性

るに伴って，粘度低下に要する時間は短くなる．解析のモ

d
 0
dt

(22)

と仮定する．この場合(22)式は容易に積分できて，



t 


 t0   0 exp 

(23)

(23)

となる．(23)式からわかるように t0 は時定数であり，粘度となる．(23)式からわかるように t0 は時定数であり，粘度が初期値に対して 1/e になるまでの時間を示している．図が初期値に対して 1/e になるまでの時間を示している．図― 91 ―― 91 ―

91

91

藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

ルジョン分解においては，ずり速度が反応の速さを決める

ルジョン分解においては，ずり速度が反応の速さを決める

支配的な要素であると言える．

支配的な要素であると言える．

図-28 エマルジョン分解のずり速度依存性

図-28 エマルジョン分解のずり速度依存性

エマルジョン分解速度の目安である t0 のずり速度依存

エマルジョン分解速度の目安である t0 のずり速度依存性を検討する．t0 とずり速度との関係を

t0  t0 ( )  c q

図-29 エマルジョン分解時定数のずり速度依存性(24)

表-2 エマルジョン分解時定数のずり速度依存性
Index qCase
Agentsa
MYL-102.004
cOTP-752.039
d
DRIMAX1235
2.183
f
SC-1000
2.093と仮定して冪指数 q がどのような値になるか調べる．図-28 に示した回帰線に関して t0 との関係を両対数グラフにプロットしたものを図-29 に示す．q として 2.093 が得られる．他の薬剤についての指数を表-2 に示す．いずれのケースにおいてもおおよそ 2 前後の値が得られた．測定表-2 エマルジョン分解時定数のずり速度依存性
Index qCase
Agentsa
MYL-102.004
cOTP-752.039
d
DRIMAX1235
2.183
f
SC-1000
2.093と仮定して冪指数 q がどのような値になるか調べる．図-28 に示した回帰線に関して t0 との関係を両対数グラフにプロットしたものを図-29 に示す．q として 2.093 が得られる．他の薬剤についての指数を表-2 に示す．いずれ

Vていると考えられる．この観察結果は，界面活性剤によるエマルジョンブレークの進行が散逸エネルギー（攪拌エネdルギー）に比例していることを示している．実験に使用した粘度計の構造を模式化したものとして，図-30 に示す狭エマルジョンブレークの進行が散逸エネルギー（攪拌エネdルギー）に比例していることを示している．実験に使用した粘度計の構造を模式化したものとして，図-30 に示す狭隘な間隙を有する二平面に挟まれた空間内の Couette 流

図-30（下面は固定，上面は速度 V で移動）を想定する．このCouette 流モデル

ような系における粘性剪断力は間隙に挟まれた流体の粘隘な間隙を有する二平面に挟まれた空間内の Couette 流

図-30（下面は固定，上面は速度 V で移動）を想定する．このCouette 流モデル

ような系における粘性剪断力は間隙に挟まれた流体の粘度をμとして4.2 インラインエマルジョン分解装置

度をμとしてV    d4.1 で述べた様に，エマルジョン分解は大きなずり速度(25)を与えることで促進されることがわかった．油回収機によと表すことができる．単位面積当たりで散逸されるエネル

りエマルジョン化油を回収する際に，同時にエマルジョン

ギーE は剪断応力に速度を掛けたものであり，分解を行うことができれば，高粘度に伴う問題を解決でき式）攪拌装置を試作し，図-31 に示す構成で，重油エマル
ジョンの連続分解試験を行った

度の自乗に比例している．エマルジョンの分解速度を t0

15)．攪拌装置部分の写真

を写真-3 に示す．実験系は油圧シリンダーにより駆動すの逆数として考えると(24)式と(26)式，及び表-2 の結果かるエマルジョン供給装置，界面活性剤を供給する定量ポン

ら，

プ及び反応容器より構成される．反応容器は円筒形であり，(27)

内部に回転子が配置されている．外筒と回転子の間は狭隘な間隙を形成しており，上部油圧モータにより回転子が回であることが分かる．以上のように界面活性剤によるエマ

4.2 インラインエマルジョン分解装置
4.1 で述べた様に，エマルジョン分解は大きなずり速度(25)を与えることで促進されることがわかった．油回収機によと表すことができる．単位面積当たりで散逸されるエネル

りエマルジョン化油を回収する際に，同時にエマルジョン

ギーE は剪断応力に速度を掛けたものであり，

V2
E   V   d 2d

る可能性が高い．そこで回転二重円筒式（Taylor-Couette(26)と表される．式から明らかな様に散逸エネルギーはずり速12  Et0

(24)の誤差等を考慮すると，t0 はずり速度の自乗に逆比例しVていると考えられる．この観察結果は，界面活性剤による

V2
E   V   d 2dt0  t0 ( )  c q

図-29 エマルジョン分解時定数のずり速度依存性のケースにおいてもおおよそ 2 前後の値が得られた．測定の誤差等を考慮すると，t0 はずり速度の自乗に逆比例しV    
d性を検討する．t0 とずり速度との関係を分解を行うことができれば，高粘度に伴う問題を解決できる可能性が高い．そこで回転二重円筒式（Taylor-Couette(26)式）攪拌装置を試作し，図-31 に示す構成で，重油エマルと表される．式から明らかな様に散逸エネルギーはずり速ジョンの連続分解試験を行った 15)．攪拌装置部分の写真

度の自乗に比例している．エマルジョンの分解速度を t0

を写真-3 に示す．実験系は油圧シリンダーにより駆動すの逆数として考えると(24)式と(26)式，及び表-2 の結果かるエマルジョン供給装置，界面活性剤を供給する定量ポン

ら，

プ及び反応容器より構成される．反応容器は円筒形であり，
1
2  Et0(27)

内部に回転子が配置されている．外筒と回転子の間は狭隘な間隙を形成しており，上部油圧モータにより回転子が回であることが分かる．以上のように界面活性剤によるエマ― 92 ―― 92 ―9292

― 93 ―― 93 ―9393

― 94 ―

― 94 ―

94

94

P2

P1

P2

0

0

1000

2000

3000

4000

0.02

0.04

5000

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

P1
P2

1000

4000

0

5000

0.02

0.04

P2

2000

3000

4000

5000

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

0.12

0.14

P2
50

100

150

200

力であり，P2 は攪拌機出口の圧力である．薬剤を添加しない場合（グラフの一番左）は，P1 が 0.78MPa，P2 が40000観察された．図-35(b)は，SL-10 を添加した場合である．
この場合 1000ppm 以下の少量の薬剤添加により P1 はP2

0.9MPa から 0.2MPa 以下に，P2 は 0.45MPa からブルドン
管では測定できないレベルにまで圧力の低下が認められた．図-35(c)は，OTP-75 の場合であるが，数百 ppm の添
2000

3000

4000

5000

加で圧力が低下し，それ以上の添加ではほぼ一定した値をSurfactant concentration ［ppm］

示した．

(f) 洗浄剤添加時の圧力

4000

0.1

0.12

0.14

P1
P2

0

5000

0.02

0.04

2000

3000

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

圧力を図-35(e)に示す．油処理剤の場合，製品中に含まれ

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

Kerosine/Oil ［-］

図-37 灯油を添加時の圧力（攪拌無）

4000

5000

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

No surfactant added
P1
P2
0

50

100

150

200

250

Revolution ［ｒｐｍ］

図-38 攪拌機の回転と圧力の関係
MYL-10 を用いた場合の圧力の変化を図-35(a)に示す．

P1

油の流量は 6.5l/min で一定であり，攪拌機の回転数は190rpm から 200rpm であった．P1 は攪拌機の入口側の圧力であり，P2 は攪拌機出口の圧力である．薬剤を添加しP2ない場合（グラフの一番左）は，P1 が 0.78MPa，P2 が
0

10000

20000

30000

40000

0.56MPa と非常に高い圧力を示した．それに対して薬剤を

50000

Surfactant concentration ［ppm］

添加した場合，約 700ppm 添加で P1 は 0.2MPa，P2 は(e) 油処理剤添加時の圧力
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

0.05MPa，さらに添加量が増えて 1700ppm 前後の添加においては P1 が 0.09MPa，P2 が 0.01MPa にまで圧力の減少が観察された．図-35(b)は，SL-10 を添加した場合である．

P1

この場合 1000ppm 以下の少量の薬剤添加により P1 はP2

0.9MPa から 0.2MPa 以下に，P2 は 0.45MPa からブルドン
管では測定できないレベルにまで圧力の低下が認められた．図-35(c)は，OTP-75 の場合であるが，数百 ppm の添

0

1000

2000

3000

4000

5000

加で圧力が低下し，それ以上の添加ではほぼ一定した値をSurfactant concentration ［ppm］

示した．

(f) 洗浄剤添加時の圧力

界面活性剤単体に代わって油処理剤を添加した場合の図-35 薬剤添加時の圧力損失

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

(c) OTP-75 添加時の圧力0.05MPa，さらに添加量が増えて 1700ppm 前後の添加にお

P1

3000

Surfactant concentration ［ppm］

いては P1 が 0.09MPa，P2 が 0.01MPa にまで圧力の減少が

1000

1000

添加した場合，約 700ppm 添加で P1 は 0.2MPa，P2 は(e) 油処理剤添加時の圧力

2000

P2

0

0.56MPa と非常に高い圧力を示した．それに対して薬剤を

50000

Surfactant concentration ［ppm］

0

0.08

図-36 灯油を添加時の圧力（攪拌有）P1

図-38 攪拌機の回転と圧力の関係

P2

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

250

190rpm から 200rpm であった．P1 は攪拌機の入口側の圧

30000

0.06

Kerosine/Oil ［-］(b) SL-10 添加時の圧力

油の流量は 6.5l/min で一定であり，攪拌機の回転数は

20000

0.04

Surfactant concentration ［ppm］

MYL-10 を用いた場合の圧力の変化を図-35(a)に示す．

10000

1000

Revolution ［ｒｐｍ］

P1

0

0.02

5000

P2

0

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

0.1

P1

(c) OTP-75 添加時の圧力

Pressure ［MPa］

0.08

No surfactant added0

Surfactant concentration ［ppm］

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

4000

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

P1

1000

3000

P1

図-37 灯油を添加時の圧力（攪拌無）(b) SL-10 添加時の圧力

0

0.06

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Kerosine/Oil ［-］Surfactant concentration ［ppm］

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

2000

Pressure ［MPa］

P2

Pressure ［MPa］

3000

P1

Pressure ［MPa］

2000

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

P2

1000

P2

(a) MYL-10 添加時の圧力

P1

0

P1

Surfactant concentration ［ppm］

図-36 灯油を添加時の圧力（攪拌有）(a) MYL-10 添加時の圧力
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0

0

Kerosine/Oil ［-］Surfactant concentration ［ppm］

Pressure ［MPa］

P1

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

Pressure ［MPa］

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Pressure ［MPa］

Pressure ［MPa］

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

界面活性剤単体に代わって油処理剤を添加した場合の図-35 薬剤添加時の圧力損失

圧力を図-35(e)に示す．油処理剤の場合，製品中に含まれ― 95 ―― 95 ―

95

95

藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

る界面活性剤成分の濃度などが不明であるため，前の 3ジョンが分解して，管摩擦損失が小さくなることが期待さ

る界面活性剤成分の濃度などが不明であるため，前の 3ジョンが分解して，管摩擦損失が小さくなることが期待さケースと直接的には比較できないが，ある程度の量を添加れる．このような期待から，水平直管内の高粘度エマルジ

ケースと直接的には比較できないが，ある程度の量を添加れる．このような期待から，水平直管内の高粘度エマルジ

することで圧力損失を減らすことができることがわかる．

ョン化油の流れに対して，少量の界面活性剤を枝管より単することで圧力損失を減らすことができることがわかる．

ョン化油の流れに対して，少量の界面活性剤を枝管より単図-35(f)は表面洗浄用の薬剤を用いた場合であるが，この純に注入する実験系を構成し，管摩擦損失の効果を定量的図-35(f)は表面洗浄用の薬剤を用いた場合であるが，この純に注入する実験系を構成し，管摩擦損失の効果を定量的場合には 1000ppm 程度の薬剤添加で圧力を小さくするこに測定した 19)．

に測定した

場合には 1000ppm 程度の薬剤添加で圧力を小さくするこ19)．

とができた．

とができた．

次に界面活性成分を有した薬剤にかわり溶媒としての次に界面活性成分を有した薬剤にかわり溶媒としての効果がある灯油を添加した場合の結果を図-36 に示す．灯効果がある灯油を添加した場合の結果を図-36 に示す．灯油を添加した場合，界面活性剤のように少量の添加により油を添加した場合，界面活性剤のように少量の添加により劇的に圧力が減少するものではなく，添加量に従って徐々劇的に圧力が減少するものではなく，添加量に従って徐々2.5

添加しているが，攪拌機を通していない場合である．この下が現れず，添加割合が 0.11 を超えたところで急激な圧

U/Uavg

割合 0.12 での圧力減少は攪拌機による効果ではないと言える．
4.1 節で述べた様に，エマルジョン分解自体には攪拌の2

場合，灯油の添加割合が 0.09 程度までは顕著な圧力の低下が現れず，添加割合が 0.11 を超えたところで急激な圧

m=0.2251.5

力の低下が観察された．このことより図-36 における添加

m=0

添加しているが，攪拌機を通していない場合である．この

2

場合，灯油の添加割合が 0.09 程度までは顕著な圧力の低2.5に圧力の減少が観察された．図-37 は，図-36 同様灯油を

m=0

割合 0.12 での圧力減少は攪拌機による効果ではないと言1

える．
4.1 節で述べた様に，エマルジョン分解自体には攪拌の0.5

影響が大きいが，管路内で発生する摩擦損失に対する攪拌

m=0.2251.5

力の低下が観察された．このことより図-36 における添加U/Uavgに圧力の減少が観察された．図-37 は，図-36 同様灯油を

10.5

影響が大きいが，管路内で発生する摩擦損失に対する攪拌

の影響について考える．界面活性剤を添加して攪拌機の回の影響について考える．界面活性剤を添加して攪拌機の回00

転数を変化させた実験の結果を図-38 に示す．使用薬剤は

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.2

0.4

0.8

1

(a) 流速分布

わないケースでも圧力損失の減少が観察された．このように攪拌しない場合でもある程度圧力が下がるのは，攪拌機

0.6

r/rw

(c)であり添加濃度は 166ppm である．この場合，攪拌を行(a) 流速分布

わないケースでも圧力損失の減少が観察された．このよう0

転数を変化させた実験の結果を図-38 に示す．使用薬剤は

r/rw(c)であり添加濃度は 166ppm である．この場合，攪拌を行0に攪拌しない場合でもある程度圧力が下がるのは，攪拌機
5て，攪拌しない場合でも管壁近傍において界面活性剤によm=0.225

前章では，薬剤を添加し攪拌エネルギーを与えることで，d(U/Uavg)/d(r/rw)

5. 薬剤注入による摩擦損失低減

4.5て，攪拌しない場合でも管壁近傍において界面活性剤によ4るエマルジョンの分解が起きるためだと推測される．

5を用いた場合には油相全体に渡って分解が進むのに対し

4.5

るエマルジョンの分解が起きるためだと推測される．

3.5
35. 薬剤注入による摩擦損失低減

m=0

2.5
2

前章では，薬剤を添加し攪拌エネルギーを与えることで，

1.5

3.5
3

2
1.5

1

W/O エマルジョンを分解することができ，管摩擦損失を1低減できることを述べた．エマルジョン化した油相全体の0.5低減できることを述べた．エマルジョン化した油相全体の0.5分解を行うことを目的とした場合には強制攪拌装置が必

0

分解を行うことを目的とした場合には強制攪拌装置が必0

要になると考えられる一方で，管摩擦損失を低減するだけ

0.2

0.4

0.6

0.8

1

r/rw

であれば，管壁近傍の局所的なエマルジョン分解により目

m=0

2.5

W/O エマルジョンを分解することができ，管摩擦損失を0m=0.225

4d(U/Uavg)/d(r/rw)

を用いた場合には油相全体に渡って分解が進むのに対し0

要になると考えられる一方で，管摩擦損失を低減するだけ

0.2

0.4

0.6

0.8

1

r/rw

であれば，管壁近傍の局所的なエマルジョン分解により目的が達せられる可能性があることを示した．図-39 はニュ(b) 剪断変形分布

的が達せられる可能性があることを示した．図-39 はニュ(b) 剪断変形分布

ートン流体と擬塑性流体(m=0.225)の円管内の層流の速度

図-39 円管内における擬塑性流体の流動

ートン流体と擬塑性流体(m=0.225)の円管内の層流の速度

図-39 円管内における擬塑性流体の流動分布と剪断力分布を示したものであるが，図の(a)に示す

分布と剪断力分布を示したものであるが，図の(a)に示す

様に速度勾配は管壁に近くなる程急であり，更に図の(b)様に速度勾配は管壁に近くなる程急であり，更に図の(b)に示すように剪断変形も管壁に近い程大きくなる．加えてに示すように剪断変形も管壁に近い程大きくなる．加えてその値はニュートン流体に比べてエマルジョン化した油

その値はニュートン流体に比べてエマルジョン化した油のような擬塑性流体の方が大きい．その為，エマルジョンのような擬塑性流体の方が大きい．その為，エマルジョン

分解効果を持つ薬剤をエマルジョンの管内流に少量添加

分解効果を持つ薬剤をエマルジョンの管内流に少量添加

すると，管壁近傍の剪断変形の大きな領域で自然にエマル

すると，管壁近傍の剪断変形の大きな領域で自然にエマル― 96 ―― 96 ―

96

96

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

圧力変換器

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

圧力損失測定（１ｍ）圧力変換器

圧力変換器

油タンク

圧力損失測定（１ｍ）圧力変換器

油タンク
ダイヤフラムポンプ

試験油

試験油

40A

エマルジョン化油

テストセクション（20A/25A）

薬液

薬剤

試験油

75Aサクションホース

テストセクション（20A/25A）
ダイヤフラムポンプ

試験油

40A

エマルジョン化油

薬液

薬剤

75Aサクションホース

廃液

廃液

モンローポンプ

モンローポンプ

図-40 実験装置の構成

図-40 実験装置の構成においては薬液用のダイアフラムポンプのダイヤル値（薬においては薬液用のダイアフラムポンプのダイヤル値（薬剤注入量）を一定にし，油の流量を変化させた．使用した剤注入量）を一定にし，油の流量を変化させた．使用した

エマルジョン化油は図-4に示したものと同一である．使用

エマルジョン化油は図-4に示したものと同一である．使用した薬剤をと実験条件を表-4に示す．界面活性剤と油処理した薬剤をと実験条件を表-4に示す．界面活性剤と油処理剤の実験に加えて，ケース10,11として薬剤の代わりに水剤の実験に加えて，ケース10,11として薬剤の代わりに水を加える注水潤滑試験も比較対象として実施した．

を加える注水潤滑試験も比較対象として実施した．

表-4 実験条件

写真-6 薬剤注入部

5.1 実験装置と方法
実験装置の概要を図-40に示す．試験油を管内に流すためのポンプには容積型ポンプの一種であるモンローポン
プを使用した．油の流量は，モンローポンプの回転数をタ
コメータにより計測し，あらかじめ校正した相関式に基づき算出した．薬剤の注入にはダイアフラム式の薬注ポンプを使用した．注入は40Aの配管路に内径3mmの枝管を介して一カ所から行った（写真-6）．
圧 力 損 失 測 定 部 は 水 平 の 直 管 と し ， 管 に は SGP 管
15A,20A,25A及び32Aを用意した．圧力損失測定部には1m

Injection
rate[l/min]Case

Additive

Pipe

Oil flowrate[l/min]

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11

c-2*
b*
e**
e
e
e
e
e
S-7***
water
water

20A
20A
20A
20A
20A
20A
20A
25A
20A
20A
20A

0.68-13.92
0.95-37.7
2.74-37.0
1.86-39.8
2.88-13.2
1.86-21.4
1.73-33.8
0.98-17.3
1.89-24.5
1.74-10.8
2.14-59.5

Additive
Concentration
[%]

0.03
0.21-40.05
0.13-5.2
0.05
0.14-1.8
0.1
0.25-5.3
0.18
1.36-6.25
0.28
1.3-15.0
0.51
1.5-29.5
0.1
0.57-10.2
0.1
0.36-4.76
0.1
0.92-5.7
0.69
1.2-32* defined in Table 3**defined in Table 1***self-mixing dispersant

表-4 実験条件

写真-6 薬剤注入部

5.1 実験装置と方法
実験装置の概要を図-40に示す．試験油を管内に流すためのポンプには容積型ポンプの一種であるモンローポン
プを使用した．油の流量は，モンローポンプの回転数をタ
コメータにより計測し，あらかじめ校正した相関式に基づき算出した．薬剤の注入にはダイアフラム式の薬注ポンプを使用した．注入は40Aの配管路に内径3mmの枝管を介して一カ所から行った（写真-6）．
圧 力 損 失 測 定 部 は 水 平 の 直 管 と し ， 管 に は SGP 管
15A,20A,25A及び32Aを用意した．圧力損失測定部には1mの間隔をおいて2カ所，圧力測定用に歪みゲージ式の圧力の間隔をおいて2カ所，圧力測定用に歪みゲージ式の圧力変換器を配置した．圧力変換器の信号はアンプを介した後，変換器を配置した．圧力変換器の信号はアンプを介した後，約30ms毎にA/D変換を行い，コンピュータにデジタル値で約30ms毎にA/D変換を行い，コンピュータにデジタル値で記録した.測定値の例を図-41に示す．3章で述べた注水実記録した.測定値の例を図-41に示す．3章で述べた注水実

験ではチューブポンプを用いたことで大きな脈動が発生

験ではチューブポンプを用いたことで大きな脈動が発生していたが，ここでの実験では一軸モンローポンプを用いしていたが，ここでの実験では一軸モンローポンプを用いたので，安定した圧力が計測された．薬剤を注入する実験たので，安定した圧力が計測された．薬剤を注入する実験― 97 ―― 97 ―

97

97

Injection
rate[l/min]Case

Additive

Pipe

Oil flowrate[l/min]

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11

c-2*
b*
e**
e
e
e
e
e
S-7***
water
water

20A
20A
20A
20A
20A
20A
20A
25A
20A
20A
20A

0.68-13.92
0.95-37.7
2.74-37.0
1.86-39.8
2.88-13.2
1.86-21.4
1.73-33.8
0.98-17.3
1.89-24.5
1.74-10.8
2.14-59.5

Additive
Concentration
[%]

0.03
0.21-40.05
0.13-5.2
0.05
0.14-1.8
0.1
0.25-5.3
0.18
1.36-6.25
0.28
1.3-15.0
0.51
1.5-29.5
0.1
0.57-10.2
0.1
0.36-4.76
0.1
0.92-5.7
0.69
1.2-32* defined in Table 3**defined in Table 1***self-mixing dispersant藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

濃度を示している．図の(a)は界面活性剤であるスルホコ

濃度を示している．図の(a)は界面活性剤であるスルホコ

ハク酸ジエチルヘキシルナトリウムを添加した場合で，ハク酸ジエチルヘキシルナトリウムを添加した場合で，(b)はモノラウリル酸ソルビタンを加えた場合である．い(b)はモノラウリル酸ソルビタンを加えた場合である．いずれのケースでもエマルジョン化油に対して摩擦損失の

ずれのケースでもエマルジョン化油に対して摩擦損失の減少が観察された．(c)～(g)は薬剤として一般型の油処理減少が観察された．(c)～(g)は薬剤として一般型の油処理剤を用いて，薬剤の添加量を変えた場合の実験結果である．

剤を用いて，薬剤の添加量を変えた場合の実験結果である．

界面活性剤の代わりに市販品の油処理剤を添加しても摩界面活性剤の代わりに市販品の油処理剤を添加しても摩擦損失を減少させることが可能なことがわかる．(h)は管擦損失を減少させることが可能なことがわかる．(h)は管路直径を変えた場合であり，(i)は一般型油処理剤に替えて路直径を変えた場合であり，(i)は一般型油処理剤に替えて自己攪拌型油処理剤を用いた場合である．

自己攪拌型油処理剤を用いた場合である．

薬剤注入により摩擦損失がどの程度低減されるかを表

薬剤注入により摩擦損失がどの程度低減されるかを表すため，薬剤注入時の圧力損失をエマルジョン化油の圧力すため，薬剤注入時の圧力損失をエマルジョン化油の圧力損失で除した値を摩擦損失低減率と定義する．横軸を薬剤損失で除した値を摩擦損失低減率と定義する．横軸を薬剤

注入量，縦軸を摩擦損失低減率として整理したものを図

注入量，縦軸を摩擦損失低減率として整理したものを図-43 に示す．注入量と低減率の関係は薬剤の希釈率にも依ついては 1%程度の添加で，圧力損失を 1/10 あるいはそれ以上に低減できることがわかる．

以上に低減できることがわかる．

わなくても，薬剤を注入することにより相応に摩擦損失を低減できることがわかった．

Case 1～9 の結果を図-42 に示す．実験では薬剤の添加量ため薬剤の添加量は一定ではないので，各図の右側に薬剤

ため薬剤の添加量は一定ではないので，各図の右側に薬剤

10
0.10
1

0.1
0.1

1

10

0.01
100

100
1.00
10

0.10
1

0.1
0.1

1

10

Flow rate [l/min]

Flow rate [l/min](a) Case 1(b) Case 2
図-42 円管内における圧力測定値の例（次頁に続く）

0.01
100

1000
10.00
100
1.00
10
0.10
1

0.1
0.1

1

10

0.01
100

100.0010000

100.00Pipe diameter:20A

Pressure loss [kPa/m]

1.00

10.00

10000

Chemical agent concentration [%]

100

1000

Pressure loss [kPa/m]

Pressure loss [kPa/m]

10.00

Pipe diameter:20A

Chemical agent concentration [%]1000

100.0010000

100.00低減できることがわかった．

Case 1～9 の結果を図-42 に示す．実験では薬剤の添加量を一定に保ち，試験油の流量を徐々に増やして計測をした

Pipe diameter:20A

わなくても，薬剤を注入することにより相応に摩擦損失をを添加すると，発生する摩擦損失が小さくなる．表-4 のを一定に保ち，試験油の流量を徐々に増やして計測をした10000を扱ったが，本章の実験により，敢えて機械的な攪拌を行C 重油と水 W/O 型エマルジョンの管内流に界面活性剤

Pipe diameter:20A
1000
10.00

Pressure loss [kPa/m]を添加すると，発生する摩擦損失が小さくなる．表-4 の前章では機械的な攪拌装置を用いたエマルジョン分解

5.2 実験結果と考察

100
1.00
10

0.10
1

0.1
0.1

1

10

Flow rate [l/min]

Flow rate [l/min](a) Case 1(b) Case 2
図-42 円管内における圧力測定値の例（次頁に続く）― 98 ―― 98 ―

98

98

0.01
100

Chemical agent concentration [%]を扱ったが，本章の実験により，敢えて機械的な攪拌を行C 重油と水 W/O 型エマルジョンの管内流に界面活性剤

存するため，一元的な記述は難しいが，市販の油処理剤については 1%程度の添加で，圧力損失を 1/10 あるいはそれ
前章では機械的な攪拌装置を用いたエマルジョン分解

5.2 実験結果と考察-43 に示す．注入量と低減率の関係は薬剤の希釈率にも依図-41 円管内における圧力測定値の例存するため，一元的な記述は難しいが，市販の油処理剤に

Chemical agent concentration [%]

図-41 円管内における圧力測定値の例

1

10

0.1

0.01
100

0.1

1

0.10
1

0.1
0.1

1

10

1.00
10

0.10
1

0.1

0.01
100

0.1

1

10

Flow rate [l/min](c) Case 3(d) Case 4(c) Case 3(d) Case 4

0.1
0.1

1

(e) Case 5

1

10

100
1.00
10
0.10
1

0.01
100

Pressure loss [kPa/m]

10.00

10.00

10

1.00

0.10

0.1
0.1

1

10

Flow rate [l/min]

Flow rate [l/min](g) Case 7(h) Case 8

Pressure loss [kPa/m]

100
1.00
10
0.10
1

0.1
0.1

1

0.01
100

10000

1000
10.00
100
1.00
10
0.10
1

1

10

0.01
100

100.001000

100.00

0.1

0.01
100

(f) Case 6

Pipe diameter:20A

0.1

10

Flow rate [l/min](e) Case 5

100

1

0.01
100

10.00

Flow rate [l/min]

Pipe diameter:25A

Chemical agent concentration [%]

1000

10

0.1

100.001000

100.001

0.1(f) Case 6

Pipe diameter:20A

0.1

0.01
100

0.10
1

Flow rate [l/min]

Flow rate [l/min]

10000

10

1.00
10

Chemical agent concentration [%]

0.01
100

100

1000

Pipe diameter:25A

Pressure loss [kPa/m]

10

0.10
1

10.00

Pressure loss [kPa/m]

1

1.00
10

Chemical agent concentration [%]

0.1

100

1000

Pipe diameter:20A

Chemical agent concentration [%]

0.10
1

10.00

Pipe diameter:20A

0.01
100

100.0010000

100.00

10000

Pressure loss [kPa/m]

1.00
10

1000

Chemical agent concentration [%]100

Pipe diameter:20A

Pressure loss [kPa/m]

10.00

100.0010000

100.00Chemical agent concentration [%]

10

100

Flow rate [l/min]

1000

Pressure loss [kPa/m]

0.01
100

1.00

10.00

Flow rate [l/min]

Pipe diameter:20A

0.1

10

100

1000

Flow rate [l/min]

10000

0.1

0.10
1

10.00

Chemical agent concentration [%]

0.1

10

1000

Pressure loss [kPa/m]

0.10
1

1.00

Chemical agent concentration [%]

10

100

100.00Pipe diameter:20A

Pipe diameter:20A

Pressure loss [kPa/m]

1.00

10.00

Pressure loss [kPa/m]

100

1000

Chemical agent concentration [%]Pressure loss [kPa/m]

10.00

10000

100.0010000

Chemical agent concentration [%]Chemical agent concentration [%]

1000

0.1

100.00Pipe diameter:20A

Pipe diameter:20A

Pressure loss [kPa/m]

10000

100.00

10000

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

100

10.00

10

1.00

1

0.10

0.1
0.1

1

10

Flow rate [l/min]

Flow rate [l/min](g) Case 7(h) Case 8

図-42 円管内における圧力測定値の例（次頁に続く）

図-42 円管内における圧力測定値の例（次頁に続く）― 99 ―― 99 ―

99

99

0.01
100

Chemical agent concentration [%]W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

Pressure loss [kPa/m]

10.00

100
1.00
10

0.10
1

0.1
0.1

1

Pipe diameter:20A
1000
10.00

Pressure loss [kPa/m]

1000

100
1.00
10

0.10
1

0.1

0.01
100

10

100.0010000

Chemical agent concentration [%]Pipe diameter:20A

0.1

1

Flow rate [l/min]

30
20
10

60
50
40
30
20
10

0
0.10

1.00
Chemical agent addition ratio [%]

80
70
60
50
40
30
20
10

0.10

1.00
Chemical agent addition ratio [%](a) OTP-75

0.10

10.00

(b) SL-10

100

90

80
70
60
50
40
30
20
10
0.10

1.00
Chemical agent addition ratio [%]

80
70
60
50
40
30
20
10

(c) Normal oil dispersant

50
40
30
20
10
0

10.00

0.10

1.00
Chemical agent addition ratio [%](d) Self-mixing oil dispersant (S-7)

1.00
Chemical agent addition ratio [%]

10.00

10.00

(b) SL-10
100
90

80
70
60
50
40
30
20
10

Chemical : S‐7
Pipe:20A

80
70
60
50
40
30
20
10
0

0
0.10

10.00

1.00
Chemical agent addition ratio [%]Chemical : AB‐3000L
Pipe:20A/25A

90

Chemical : S‐7
Pipe:20A

0

0

60

100

Friction loss reduction rate [%]9070(a) OTP-75

100
Chemical : AB‐3000L
Pipe:20A/25A

80

0

0

10.00

Friction loss reduction rate [%]40

70

Chemical : SL‐10
Pipe:20A

90

Friction loss reduction rate [%]50

Friction loss reduction rate [%]Friction loss reduction rate [%]60

Chemical : OTP‐75
Pipe:20A

90

80

Friction loss reduction rate [%]Friction loss reduction rate [%]

70

100

100
Chemical : SL‐10
Pipe:20A

90

80

Friction loss reduction rate [%](i) Case 9
図-42 円管内における圧力測定値の例

100
Chemical : OTP‐75
Pipe:20A

90

0.01
100

10

Flow rate [l/min](i) Case 9
図-42 円管内における圧力測定値の例

100

Chemical agent concentration [%]100.00

10000

0.10

1.00
Chemical agent addition ratio [%]

0.10

10.00

(c) Normal oil dispersant

1.00
Chemical agent addition ratio [%](d) Self-mixing oil dispersant (S-7)

図-43 薬剤添加による摩擦損失の低減率

図-43 薬剤添加による摩擦損失の低減率― 100 ―

― 100 ―

100

100

10.00

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

1000

10

100

10

1

0.1

1

1

【Stratified】
0.1

0.01
0.001

100

100

10

1

Water inj. : 0.1l/min

10

Water inj. : 0.69l/min

Water inj.
(Fujita 2009)

Chemical agent inj.

Pipe diameter:20A
0.1

10【Annular】

Pressure loss [kPa/m]

Superficial oil velocity [m/s]

Pressure loss [kPa/m]

Water inj. : 0.69l/min

Superficial oil velocity [m/s]

1000

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

Oil flow rate [l/min]

1.000

0.1

図-45 注入条件の比較

3章において注水による潤滑を扱ったが，薬剤添加と注水【Stratified】
0.1

Water inj. : 0.1l/min

6. 油回収機，回収船への応用

1

10

0.01
0.001

100

Oil flow rate [l/min]Superficial velocity of injected fluid [m/s]図-44 注水における圧力損失

1

Pipe diameter:20A
0.100

0.010

【Bubble/Dispersed bubble】

0.100

1.000

Superficial velocity of injected fluid [m/s]図-44 注水における圧力損失

図-45 注入条件の比較

3章において注水による潤滑を扱ったが，薬剤添加と注水による効果の違いを検証する．同一の実験装置において，Water inj.
(Fujita 2009)

Chemical agent inj.

【Bubble/Dispersed bubble】
0.1

0.010

【Annular】

6. 油回収機，回収船への応用

による効果の違いを検証する．同一の実験装置において，薬剤に代わって水を注入する実験を行った．実験条件は二前章で述べた管摩擦損失の低減手法は実際の油回収船に薬剤に代わって水を注入する実験を行った．実験条件は二前章で述べた管摩擦損失の低減手法は実際の油回収船に通り，100ml/min注入と690ml/min注入（表-4のCase 10,11）

おける装備として活用されている．注水による方法は大型

通り，100ml/min注入と690ml/min注入（表-4のCase 10,11）

おける装備として活用されている．注水による方法は大型とした．実験結果を図-44に示す．図中の破線はCAFの理論

油回収船「白山」における回収油の船外排送システムの一とした．実験結果を図-44に示す．図中の破線はCAFの理論

油回収船「白山」における回収油の船外排送システムの一が予測する各注水量における圧力損失値である．実験によ部として機関排熱を利用したタンク内バルクヒーティング

が予測する各注水量における圧力損失値である．実験によ部として機関排熱を利用したタンク内バルクヒーティング

20)

る測定値は，注水量が690ml/minと大きい場合には，相応のと組み合わせて実用化されている．一方、薬剤添加による測定値は，注水量が690ml/minと大きい場合には，相応のと組み合わせて実用化されている 20)．一方、薬剤添加によ

圧力損失低減効果が得られるとともに，理論の予測値ともる方法は、浮遊堰式油回収機を搭載した油回収船の支援装

圧力損失低減効果が得られるとともに，理論の予測値ともる方法は、浮遊堰式油回収機を搭載した油回収船の支援装

比較的合っている．一方，注水量が100ml/minと小さい場合

置として実用化されている．ここでは薬剤添加法の実装に比較的合っている．一方，注水量が100ml/minと小さい場合

置として実用化されている．ここでは薬剤添加法の実装にには，元のエマルジョンと同程度の圧力損失を示し，期待ついて紹介する．浮遊堰式油回収装置の構造を図-46 に示には，元のエマルジョンと同程度の圧力損失を示し，期待ついて紹介する．浮遊堰式油回収装置の構造を図-46 に示する圧力損失の低減効果は得られなかった．この違いはす．

する圧力損失の低減効果は得られなかった．この違いはす．

CAFが発生する条件に依存していることが予想される．図

CAFが発生する条件に依存していることが予想される．図-15同様に実験条件を流動様式線図にプロットすると図-45を得る．ここで行った注水実験の条件をの条件を-15同様に実験条件を流動様式線図にプロットすると図-45
Air purge，薬剤注入実験，3章で扱った注水実験において圧力損失低減効果が認められたケースをを得る．ここで行った注水実験の条件をの条件をで示した．流動様式線図上でRecovered oil

見た場合には二つの注水条件は大きく異なっている．注水

Oil water separator

量が690ml/minのケースは以前の実験条件とも重なっておOil，3章で扱った注水実験において圧力損失低減効果が認められたケースをで示した．流動様式線図上でRecovered oil

見た場合には二つの注水条件は大きく異なっている．注水

Oil water separator

量が690ml/minのケースは以前の実験条件とも重なっておWeirり，CAFの形成により圧力損失が低下したと解釈できる．

り，CAFの形成により圧力損失が低下したと解釈できる．

一方，注水量が100ml/minと小さいケースは，線図上では流一方，注水量が100ml/minと小さいケースは，線図上では流動様式が明らかにされていない領域であるが，ここではAir purge，薬剤注入実験

Water

CAFが形成されていないと考えられる．一方，水の代わり

Oil

動様式が明らかにされていない領域であるが，ここでは

Weir

Water

CAFが形成されていないと考えられる．一方，水の代わり
Down-current generatorに薬剤を注入した場合には，注水方式ではCAFが形成され

図-46 浮遊堰式油回収装置ないと思われる少添加領域でも，薬剤の界面活性効果によDown-current generatorに薬剤を注入した場合には，注水方式ではCAFが形成され

図-46 浮遊堰式油回収装置ないと思われる少添加領域でも，薬剤の界面活性効果により壁面近傍においてエマルジョンが分解することでCAFがり壁面近傍においてエマルジョンが分解することでCAFが形成されていることが考えられる．

形成されていることが考えられる．

― 101 ―― 101 ―

101

101

藤田勇・松﨑義孝

藤田勇・松﨑義孝

この装置の大きな特徴はいわゆる堰式の油回収装置に釣この装置の大きな特徴はいわゆる堰式の油回収装置に釣り鐘状の油水分離器を組み合わせた点である．油水分離器

り鐘状の油水分離器を組み合わせた点である．油水分離器

内部では重力分離により油を容器の上方に集め、下部から内部では重力分離により油を容器の上方に集め、下部からはプロペラにより自由水を強制排水する．この様な仕組み

はプロペラにより自由水を強制排水する．この様な仕組み

により、自由水をほとんど含まない高濃度の油回収を実現

により、自由水をほとんど含まない高濃度の油回収を実現．反面、高粘度のエマルジョン油を回収した場している 21)．反面、高粘度のエマルジョン油を回収した場

合、管路閉塞を起こし易い弱点を持つ．その為、管路内の合、管路閉塞を起こし易い弱点を持つ．その為、管路内の摩擦損失を低減させる必要があり、図-47 に示す薬剤注入

摩擦損失を低減させる必要があり、図-47 に示す薬剤注入システムを増設することで問題の解決を図ることとなった．

システムを増設することで問題の解決を図ることとなった．

している

21)

システムでは油回収ポンプの吸い込み圧力に応じて薬剤注

写真-8 環境整備船「クリーン はりま」入量を調整するフィードバック制御を行っている．薬剤注入装置の外観を写真-7 に示す．写真-8 に示す国土交通省近システムでは油回収ポンプの吸い込み圧力に応じて薬剤注入量を調整するフィードバック制御を行っている．薬剤注

7. まとめ入装置の外観を写真-7 に示す．写真-8 に示す国土交通省近畿地方整備局の新造環境整備船「クリーンはりま」の油回
流出油は海水と混合され，W/O型エマルジョンを形成す収装置でも採用されている．

流出油は海水と混合され，W/O型エマルジョンを形成することで，非常に粘度の高い（正確にはずり変形を起こし難い）非ニュートン流体へと特性を変化させるため，油回Rev.
Oil recovery pump

ることで，非常に粘度の高い（正確にはずり変形を起こし
Chemical
agent難い）非ニュートン流体へと特性を変化させるため，油回収過程並びにその後の移送過程において障害となる．特にChem. feedpump

深刻である．本稿ではそうした問題の解決に向けてエマル
ジョン化した油の管内輸送を扱った．

Pressure

収過程並びにその後の移送過程において障害となる．特にChem. feedpump

管路を用いた輸送において過大な圧力損失を生じる問題は

Cntl.

Rev.
Oil recovery pump

管路を用いた輸送において過大な圧力損失を生じる問題は深刻である．本稿ではそうした問題の解決に向けてエマル

Cntl.

ジョン化した油の管内輸送を扱った．

Pressure

エマルジョン化油のレオロジー特性を考慮した管摩擦損

エマルジョン化油のレオロジー特性を考慮した管摩擦損失の式を提示に始まり，管摩擦損失を低減する手法として
Strainer失の式を提示に始まり，管摩擦損失を低減する手法として注水によりCAFを発生させる潤滑方法を検討した．摩擦損

Oil skimmer

Strainer

失比を注水率の関数で表すモデルを提案し，実験結果との注水によりCAFを発生させる潤滑方法を検討した．摩擦損

Oil skimmer

失比を注水率の関数で表すモデルを提案し，実験結果との良い一致をみることができた．更に最適な注水量について
Storagetank

Recovered oil

考察した．
薬剤によるエマルジョン分解に関して，基礎実験及び，良い一致をみることができた．更に最適な注水量について
Storagetank

Recovered oil

考察した．
薬剤によるエマルジョン分解に関して，基礎実験及び，強制攪拌装置を用いたインラインエマルジョン分解装置に強制攪拌装置を用いたインラインエマルジョン分解装置について論じた．更に攪拌装置を用いない薬剤添加によっても摩擦損失を大きく低減できることを実験的に明らかにし

図-47 薬剤注入装置

た．

Chemical agent feed pump

更に研究成果は，実際の油回収船における管路抵抗の低ついて論じた．更に攪拌装置を用いない薬剤添加によっても摩擦損失を大きく低減できることを実験的に明らかにし

図-47 薬剤注入装置

た．

Chemical agent feed pump

更に研究成果は，実際の油回収船における管路抵抗の低減手法実用化されているので，実装例を紹介した．

減手法実用化されているので，実装例を紹介した．

本稿で述べた要素技術は，摩擦損失の低減以外の応用の本稿で述べた要素技術は，摩擦損失の低減以外の応用の可能性を含んでいる．例えば，4.1節で述べたエマルジョン

可能性を含んでいる．例えば，4.1節で述べたエマルジョン

分解の素過程を検討した実験からは，分解速度と攪拌エネ

分解の素過程を検討した実験からは，分解速度と攪拌エネ

ルギーの関係が得られている．こうした知見は油処理剤にルギーの関係が得られている．こうした知見は油処理剤による分散処理の促進技術を考える上でのベースになっておOil recovery pump

7. まとめ

畿地方整備局の新造環境整備船「クリーンはりま」の油回収装置でも採用されている．
Chemical
agent

写真-8 環境整備船「クリーン はりま」

よる分散処理の促進技術を考える上でのベースになっておOil recovery pump

り，著者等も応用に関する研究を鋭意進めているところでり，著者等も応用に関する研究を鋭意進めているところである．本稿で述べた研究成果が活用され，油回収を含めたある．本稿で述べた研究成果が活用され，油回収を含めた油濁対応技術が高度し，油流出事故における環境被害が低

油濁対応技術が高度し，油流出事故における環境被害が低減されることを願って結びとする．

減されることを願って結びとする．
（2013年8月9日受付）

写真-7 薬剤注入装置（2013年8月9日受付）
写真-7 薬剤注入装置― 102 ―

― 102 ―

102

102

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

る研究，海洋開発論文集，Vol.25，pp.1023-1028 (2009)

参考文献
1)

Keisha Huijer, Trends in Oil Spills from Tanker Ships

12) Bannwart A.C. et al., Flow Patterns in Heavy Crude

1995-2004, 28th Arctic and Marine Oilspill Program(AMOP) Technical Seminar, 7-9, June 2005, Calgary,

4)

5)
6)

8)

1995-2004, 28th Arctic and Marine Oilspill Program

Oil-Water Flow, J. Energy Resource Technology, Vol.

126(3), 184-189 (2004).

(AMOP) Technical Seminar, 7-9, June 2005, Calgary,126(3), 184-189 (2004).

420 (1956).

1)13) Lottes, P. A. and Flinn W. S., A method of analysis of

Canada (2005).
2)14) 上 田 辰 洋 : 気 液 二 相 流 - 流 れ と 熱 伝 達 , 養 賢 堂 ,National Commission on the BP Deepwater Horizon Oil

natural circulation boiling systems, Nucl. Sci. Eng., Vol.1,

Spill and Offshore Drilling, Deep water-The Gulf Oil

420 (1956).

Disaster and the Future of Offshore Drilling-Report to the

pp.34-35 (1981).

14) 上 田 辰 洋 : 気 液 二 相 流 - 流 れ と 熱 伝 達 , 養 賢 堂 ,pp.34-35 (1981).

President, Jan. (2011).

篠原雅彦,尾川義雄,松島早苗 : 東日本大震災における

15) I. Buist, A. Guarino, A. Lewis and J. Mullin, Examining

篠原雅彦,尾川義雄,松島早苗 : 東日本大震災における

15) I. Buist, A. Guarino, A. Lewis and J. Mullin, Examining

気仙沼の火災, 日本火災学会研究発表会概要

the Fate of Emulsion Breakers used for Decanting,

気仙沼の火災, 日本火災学会研究発表会概要

the Fate of Emulsion Breakers used for Decanting,

集,pp.22-23 (2012).

Proceedings of Int. Oil Spill Conference 2005, pp.171-175

集,pp.22-23 (2012).

Proceedings of Int. Oil Spill Conference 2005, pp.171-175

中村真由子, 中村宏, 山川紘, 尾長幸夫 ：東日本大震(2005).

中村真由子, 中村宏, 山川紘, 尾長幸夫 ：東日本大震(2005).

3)

4)

災による気仙沼湾海底泥の油分汚染状況について, 環16) 藤田勇，吉江宗生，竹崎健二：流出油エマルジョン分

災による気仙沼湾海底泥の油分汚染状況について, 環16) 藤田勇，吉江宗生，竹崎健二：流出油エマルジョン分境技術学会研究発表大会及び特別講演会予稿集,

解に関する研究，海洋工学シンポジウム（CD-ROM），

境技術学会研究発表大会及び特別講演会予稿集,

解に関する研究，海洋工学シンポジウム（CD-ROM），

vol.12, pp30-31 (2012).

vol.19, 論文番号69 (2006).

vol.12, pp30-31 (2012).

vol.19, 論文番号69 (2006).

石油連盟, 流出油の性状変化データベース,

17) 石田啓，政田浩光：（水/重質油型乳濁物質）及び（重http://www.pcs.gr.jp/doc/keijihenka/jdatabase.html

質油/水型乳濁物質）の混合物の油水分離方法、油水分

海上災害防止センター, 油流出事故対応防除マニュア

離装置及び油水分離用界面活性剤，特許出願番号

5)6)18) 藤田勇,藤咲秀可,松崎義孝：界面活性剤添加による重Density Oil-Water Mixture, Can. J. Chem. Eng., Vol.39(1),27-36 (1961).

石油連盟, 流出油の性状変化データベース,

17) 石田啓，政田浩光：（水/重質油型乳濁物質）及び（重http://www.pcs.gr.jp/doc/keijihenka/jdatabase.html

質油/水型乳濁物質）の混合物の油水分離方法、油水分

海上災害防止センター, 油流出事故対応防除マニュア

離装置及び油水分離用界面活性剤，特許出願番号

ル，p.40 (2000).

2003-323283，2003

Charles M. et al., The Horizontal Pipeline Flow of Equal

2003-323283，2003

Charles M. et al., The Horizontal Pipeline Flow of Equal18) 藤田勇,藤咲秀可,松崎義孝：界面活性剤添加による重油エマルジョンの管内摩擦損失の低減，海洋開発論文

Density Oil-Water Mixture, Can. J. Chem. Eng., Vol.39(1),

油エマルジョンの管内摩擦損失の低減，海洋開発論文

集，vol.26,pp.945-950 (2010).

27-36 (1961).

集，vol.26,pp.945-950 (2010).

Prada V. et al., Modeling of Vertical Core Annular flows19) 藤田勇・松﨑義孝・白石哲也：高粘度エマルジョン化

and Application to Heavy Oil Production, ETCE2000 &OMAE2000 Joint conference, CD-ROM, February 14-17,

7)

Prada V. et al., Modeling of Vertical Core Annular flows19) 藤田勇・松﨑義孝・白石哲也：高粘度エマルジョン化

油の管内流動制御，土木学会論文集B3（海洋開発），

and Application to Heavy Oil Production, ETCE2000 &

油の管内流動制御，土木学会論文集B3（海洋開発），

vol.27, No.2, P I_1027-I_1032 (2011).

OMAE2000 Joint conference, CD-ROM, February 14-17,

vol.27, No.2, P I_1027-I_1032 (2011).

8)20) 北原厚生・柿崎 慶治：浚渫兼油回収船「白山」回収

New Orleans (2000).
9)

Oil-Water Flow, J. Energy Resource Technology, Vol.

natural circulation boiling systems, Nucl. Sci. Eng., Vol.1,

ル，p.40 (2000).
7)12) Bannwart A.C. et al., Flow Patterns in Heavy Crude

Spill and Offshore Drilling, Deep water-The Gulf Oil
President, Jan. (2011).
3)

Keisha Huijer, Trends in Oil Spills from Tanker Ships

National Commission on the BP Deepwater Horizon Oil
Disaster and the Future of Offshore Drilling-Report to theる研究，海洋開発論文集，Vol.25，pp.1023-1028 (2009)参考文献

13) Lottes, P. A. and Flinn W. S., A method of analysis of

Canada (2005).
2)

W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

上田浩一, 山之内博：流出油回収移送時の高粘性油の油 船 外 排 送 高 度 化 技 術 の 開 発 ，

摩擦抵抗, 第73回マリンエンジニアリング学術講演会，
pp.103-104，2005.

20) 北原厚生・柿崎 慶治：浚渫兼油回収船「白山」回収

New Orleans (2000).
上田浩一, 山之内博：流出油回収移送時の高粘性油の油 船 外 排 送 高 度 化 技 術 の 開 発 ，

http://www.hrr.mlit.go.jp/library/kenkyukai/H21/0729/29_i

摩擦抵抗, 第73回マリンエンジニアリング学術講演会，http://www.hrr.mlit.go.jp/library/kenkyukai/H21/0729/29_i

no2/06_niigatagicyou.pdf

pp.103-104，2005.

no2/06_niigatagicyou.pdf

9)10) Asakura K. et al., Pressure Loss of Water-Oil Core Annular21) Fujita I. et al., A New Weir Skimmer Test for an Oil

10) Asakura K. et al., Pressure Loss of Water-Oil Core Annular21) Fujita I. et al., A New Weir Skimmer Test for an Oil

Flow, Proc. of Jpn. Soc. Mech. Eng. (Fluid Eng.),

Recovery Vessel Dr.Kaiyo, conference publication ofFlow, Proc. of Jpn. Soc. Mech. Eng. (Fluid Eng.),

Recovery Vessel Dr.Kaiyo, conference publication of

September 9-10, 483-486 (2000).

OCEANS 2008 (CD-ROM), April 8-11, 1-5 (2008)

September 9-10, 483-486 (2000).

OCEANS 2008 (CD-ROM), April 8-11, 1-5 (2008)11) 藤田勇,竹崎健二,松崎義孝,加藤由朗,柿崎慶治：注水に11) 藤田勇,竹崎健二,松崎義孝,加藤由朗,柿崎慶治：注水による重油エマルジョンの管内摩擦損失の低減に関すよる重油エマルジョンの管内摩擦損失の低減に関す― 103 ―

― 103 ―

103

103

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C �2013�by PARI
Copyright �All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
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港湾
空

CONTENTS

港

1. Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars································Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE ·············· ��3

技
術
研
究
所

2. The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction······· Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI ·············· �45

報
告3. Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a PipeREPORT··································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI ·············��75����������������
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PARI

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