広島工業大学紀要研究編
第 41 巻（2007）pp. 19-26

論文

水道水のマイクロチャンネル内での流動沸騰熱伝達
橋 詰 健 一＊・結 城 隆 洋＊＊（平成18年８月17日受理）

Flow Boiling Heat Transfer of Tap Water in Micro-Channels
Kenichi HASHIZUME and Takahiro YUKI

(Received Aug. 17, 2006)

Abstract
An experiment was conducted to investigate heat transfer characteristics of tap water in
micro-channels. The tested channels were rectangular channels with 12mm breadth. They
were a straight channel and two curved channels having a curvature radius of 64mm and32mm, and the channel height was changed from 1.0mm to 3.0mm. The experimental results
can be summarized as follows. 1) Heat transfer coefficient in a subcooled region increases
rapidly with decreasing the degree of subcooling. 2) Heat transfer coefficient in a saturated
region first decreases and then turns to increase. 3) Heat transfer coefficient in a saturated
region increases with decreasing heat flux and increasing mass flux for all experimental
conditions. 4) Heat transfer coefficient in a curved channel is smaller than that in a straightchannel having the same channel height for narrower channels, but this tendency is reversed
for higher channels. 5) Dryout occurs with smaller vapor quality with smaller channel height,
smaller curvature radius, smaller mass flux and larger heat flux.
Key Words: heat transfer, boiling, evaporation, micro-channels, two-phase flow, experiment

１．緒mm を想定している。この程度の等価直径を持つ直線状の

言流路であれば流動沸騰現象に関しては通常の流路と見做さ筆者らは簡易型の過熱蒸気発生器の開発を目指していれる場合が多いが，大気圧下の水では飽和蒸気の比体積がる。これはらせん状の溝を有する薄い円盤に蓋をして流路非常に大きいので発生する蒸気泡は流路の影響を大きく受を形成し，その中心部に水道水を流入させる。そして下面ける。Thome（1）が推奨しているマイクロチャンネルとしから電磁誘導加熱して外周部から過熱蒸気を取り出すものての次の判定基準である。水道水は流路内で圧縮水（過冷却液）の状態から［Co=g(ρ気液二相流を経て過熱蒸気の状態へと変化するが，この場合の流動沸騰現象には次のような特徴がある。

1/2σ≥ 0.5……(1)2ρ)d−Ls
V e］①マイクロチャンネル内の現象であるによれば大気圧下での流動沸騰水の流路としてマイクロ

流路幅は数 mm 〜数十 mm で，過冷却域で狭く，蒸気チャンネルとして扱うべき等価直径 de は５mm 以下といクオリティの増加に伴って広くなってゆく。流路高さは数うことになり，本研究で対象としている流動沸騰の熱伝達＊＊＊

広島工業大学工学部知能機械工学科＊＊＊

広島工業大学大学院工学研究科機械システム工学専攻＊＊＊（現・東洋熱工業株式会社）― 19 ―

橋詰健一・結城隆洋

はマイクロチャンネル内の現象になる。
②沸騰流体は溶存空気を含んでいる大気圧下の水道水である

PH：予熱部

V：飽和蒸気w：伝熱面水道水は加熱流路に流入して加熱されるとすぐに溶存空気を放出するので，溶存空気を含まないとして計算したと

２．実 験 装 置

きに過冷却状態であっても空気 / 水の二成分系二相流になる。

実験系統を図１に示す。水道水（1）は流量調節弁を有③上面が非加熱の矩形流路である

する流量計（2）を経て予熱部（3）に流入し，蒸気クオリ

開発対象としている過熱蒸気発生器では溝の蓋がガスティが設定されてから助走部（4）を経て測定部（5）へ流ケットを介して流路を構成するので上面は実質的に非加熱入する。ここで熱伝達率が測定された後，後流部（6）をになる。

経て大気開放されている排出管（7）へ流出する。

④流路がらせん状である流路の曲率半径が流れ方向に大きくなってゆく。
これらの特徴のうち，①のマイクロチャンネル内での（3）流れや流動沸騰現象に関しては，空気／水系（2），，冷媒

R-113（4），冷媒 R-123（5）〜（10），冷媒 R-11（10），冷媒 R-134a（11）についての研究は発表されているが，②の大気圧下の水／水蒸気系についての研究は見当たらない。しかもこれまでに得られた実験結果の間には定性的にさえ不一致がみられ，伝熱機構が解明されているとはいい難い。③については藤田らが冷媒 R-113（4）および R-123（6）を用いた実験を行ってFig.1 Experimental apparatus

いるが，④のらせん状流路についての研究は見当たらない。
このような背景の下に筆者らは基礎研究として下面のみを加熱する直線状および円弧状の矩形流路における流動沸騰の熱伝達について実験を行ったので報告する。

記G：質量流束

g：重力加速度

H：流路高さh：比エンタルピー

Q：加熱熱量q：熱流束

R：流路の曲率半径

T：温度

W：質量流量x：クオリティa：熱伝達率∆hv：蒸発潜熱

ρ：密度σ：表面張力号

Fig.2 Measurement section

予熱部は内径４mm 〜 17mm の銅管で，その外周にマイクロヒーターを巻き付けて半田付けし，さらに厚さ５添え字in：予熱部入口

mm にサーモセメントを塗り，その外側を厚さ 10mm の

Ls：飽和液グラスウールで断熱したものである。測定部は水平に設置

MS：測定部された幅 12mm の矩形流路である。予熱部と測定部とのMSC ：測定部中央間には非加熱の助走部が設けられている。これは円形断面― 20 ―

水道水のマイクロチャンネル内での流動沸騰熱伝達の予熱部から矩形断面の測定部へ流れを滑らかに導く丸角るものとし，沸騰域ではこれに発生蒸気を加えた実際のクダクトと，測定部と同じ断面形状を持つ長さ 80mm の矩オリティを見積もって，ボイド率 ε を均質流モデルおよび形ダクトとから成る。後流部も測定部と同一の断面形状をZivi モデル（12）で計算した結果が図３である。マイクロチャ持つ長さ 80mm の矩形ダクトと流れを滑らかに導く角丸ダクトとから成り，排出管へ接続されている。
図２に測定部を示す。ベークライト製のハウジング（1）の中にはシースヒータ（2）を有するアルミ製の加熱ブロック（3）が埋め込まれている。ハウジングの上面にはスペーサ（4）を介して透明ユーピロンガラス（5）が載せられ，幅 12mm の矩形流路を形成している。流路高さ H はスペー
サの厚さにより 1.0mm 〜 3.0mm に設定される。流路の曲率半径 R は R= ∞（直線状流路），R=64mm および 32mm（円弧状流路）の３種類であり，測定部の流れ方向長さはいずれも 100mm である。但し，R=64mm の流路については加熱部を３分割し，中央の部分を長さ 100mm の測定部とFig.3 Void fraction with contribution due to dissolved airした。伝熱面温度測定のために測定部の中央位置に表面から 2.5mm ごとにＴ型シース熱電対（6）を３本埋め込んでいる。

３．実験データの評価方法
実験は定常状態で行った。測定部中央における蒸気クオ
リティ xV はエンタルピーから算出した。

hMSC=hin＋QPH ＋WQMS/2……（2）xV= hMSC − hLs∆hv
伝熱面の温度 Tw は加熱ブロックに埋め込まれた３点のFig.4 Flow condition of subcooled water (Curved channel,
R=64mm, H=1.5mm, qw=50kW/m2, xV=-0.114, Tw=69℃ )熱電対による測定温度から外挿して求めた。そしてこれと伝熱面での熱流束 qw および測定部中央における液の温度

TMSC を用いて熱伝達率 α を算出した。

ンネルでは低流速域では扁平気泡流（elongated bubbleﬂow）が，高流速域では環状流（annular ﬂow）が支配的

α= qw ……(3)Tw−TMSCな流動様式になることが従来の研究において一致しており，このときのボイド率は前者では均質流モデルが，後ここで温度 TMSC は過冷却域（xV ≤ 0）ではエンタルピー

者では Zivi モデルが大まかな予測値としては妥当と思わ

hMSC から算出される測定部中央における液の温度，沸騰域れる。図３より，過冷却域では均質流モデルによるボイド（xV ≥ 0）では飽和温度とする。

率が実際のボイド率に近い値とみても，放出空気はボイド率については決して無視できない量であることになる。と

４．溶存空気の影響ころが実際に流れの状態を目視観察すれば図４のようで水道水には空気が溶存しているので，予熱部で水温があり，流れは確かに扁平気泡流であるが気泡は伝熱面に付上昇すれば溶存空気が放出されて式（2）による蒸気クオ着して液よりもかなり遅い速度で移動するので，ボイド率リティが負の値であっても流れは空気／水の二成分系二は均質流モデルによる値よりもさらに大きいものと思われ相流になる（実際のクオリティは正）。本実験で使用したる。

水道水に含まれる溶存空気量は常温で飽和空気量に対し図３において，沸騰が始まれば放出空気のボイド率へのて約 1.08 の過飽和状態である。水道水が温度上昇したと寄与は無視でき，蒸気クオリティ xV が 0.2 を超えるとどちき，液の温度に相当する飽和空気量以上の空気は放出されらのモデルによってもボイド率は１に近い値になる。
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橋詰健一・結城隆洋

パッチが発生する，という流れになっている。熱流束が大５．直線状流路についての実験結果
５･１

きいときには一度発生したドライパッチには液が供給されにくくなって，これが熱伝達率の低下をもたらしている。

蒸気クオリティに対する熱伝達率変化の傾向と熱しかしながら細管についての Kandlikar（13）の整理式，菅流束の影響
図５に実験結果の代表例を示す。熱伝達率の変化は過冷谷ら（8）や Bao ら（10）のデータではこれとは逆に熱流束が大却域では過冷却度が減少するに従って急上昇している。沸きいほど熱伝達率が高くなって核沸騰支配の様相を示して騰域になると蒸気クオリティの増加とともに一度低下した

おり，また，藤田ら（7）のデータでは質量流束の大小によっ後，緩やかに上昇している。流路高さ H=1.0mm では蒸気て熱流束の影響が逆転している。マイクロチャンネル内でクオリティが xV ＝ 0.7 付近になると熱伝達率が急激に低下の流動沸騰熱伝達の研究を展望した Thome（1）は今後の更する。同様の傾向はマイクロチャンネル内での冷媒を用いなる実験的・解析的な研究が必要，としながらも，この領（4）（6），（7），（10），た従来の研究域が核沸騰支配という見方には実験データの健全性にまでにおいてもみられている。

遡って疑問を呈している。一方，下面加熱の矩形流路の実各領域における熱伝達率の変化の様子は次のように考察される。

験を行った藤田ら（4）は流路高さが１〜２mm では熱流束が（a） 過冷却域（xV ≤ 0）大きいほど熱伝達率が大きいが，0.5mm 以下になればここの領域における熱伝達率の急上昇については，同様のれが逆転することを見出した。彼らはこの理由を，流路高（1），現象が見られた従来の研究ではサブクール沸騰の影響さが小さく熱流束が大きいときには伝熱面への液膜の供給（10）と説明されてきた。しかしながら本実験の結果では，が遅れるため，と推察しているが，前述した筆者らの目視流路高さや熱流束，質量流束の顕著な影響は認められてい観察の結果もこの説明を裏付けている。

ない（図５において過冷却域の実験点を貫く実線はすべて５･２同一）。本実験では溶存空気が放出されるときにサブクー流路高さと質量流束の影響

ル沸騰に似た効果が現れ，さらに，放出溶存空気による二図６は流路高さの影響を調べたものである。沸騰域では相流効果（図３に示したボイド率に対応）が加わってこの流路高さが小さいほど熱伝達率が大きくなっている。藤田ような急上昇をもたらしているものと思われる。

ら（6）はこの理由を，流路高さが小さければ気泡成長に十分（b） 沸騰域（xV ≥ 0）な空間がないので気泡が合体して早く環状流に遷移するた

この領域では最初は蒸気クオリティの増加に伴って一めと説明しているが，筆者らの目視観察でもこの説明は正度熱伝達率が低下するが，xV=0.2 程度になると緩やかな上しいと思われる。ドライパッチの部分が伝熱面全体に大き昇に転じる。この傾向は，小蒸気クオリティ領域では核く広がって熱伝達率が蒸気クオリティと共に低下する現象

沸騰支配，中〜大蒸気クオリティ領域では対流支配とするを(13)Kandlikar

ドライアウトが発生したということにすれば，ドライアウトの発生は流路高さが小さいほど早く，H=1.0mmの整理式の傾向と一致する。

熱流束の影響についてみると，熱伝達率は熱流束が大のときは xV=0.6 以降ですでにドライアウト発生の兆候がきいほど低い値となっている。目視観察によれば，伝熱面見られるが，H=1.5mm になると xV=0.8 を過ぎるまでその上には部分的なドライパッチが発生し，ここに液が供給さ兆候がみられない。この理由も液膜の供給により説明されれてドライパッチが消滅し，また別の部分に新たなドライよう。しかしながら，ドライアウトが発生する蒸気クオリ

Fig.5 Eﬀect of heat ﬂux for straight channels― 22 ―

水道水のマイクロチャンネル内での流動沸騰熱伝達

Fig.6 Eﬀect of channel height for straight channels

Fig.7 Eﬀect of mass ﬂux for straight channel流路と同じ）。しかし沸騰域に入ると蒸気クオリティに対ティについては熱流束の顕著な影響が認められない。
図７は質量流束の影響を調べたものである。沸騰域ではする熱伝達率変化の様子は直線状流路とはかなり異なって質量流束が大きいほど熱伝達率が大きくなっている。ドラくる。目視観察によれば，未蒸発の液は流れに沿って内周イアウト発生に質量流束の顕著な影響はみられない。

側に寄ってくる傾向にあり，伝熱面上のドライパッチは外熱伝達率が質量流束に依存するのは，この領域では環周側から次第に内周側へと広がってゆく。熱伝達率はドラ状流になっていて熱伝達が対流支配になるためと考えられイパッチ部分の割合に密接に関連していて，熱流束が大き（11）のデータでは質量流束

くなるとドライパッチ部分には液が供給されにくくなるたの影響は本実験の結果よりもはるかに顕著である一方，藤め，熱伝達率は熱流束が大きいほど低くなる。ドライアウる。しかしながら Kuwahara ら（6）（10）のデータでは質量流束の影響が認めらトが発生する蒸気クオリティは熱流束に依存し，熱流束がれていない。熱流束の影響も含めて，伝熱機構の解明に更大きくなるにつれて小さな蒸気クオリティでドライアウトなる研究が必要である。

が発生している。

田ら や Bao ら

６･２

６．円弧状流路についての実験結果
６･１

流路高さと質量流束の影響

図 10 は流路高さの影響を調べたものである。直線状流蒸気クオリティに対する熱伝達率変化の傾向と熱路とは逆に，どちらの曲率半径についても流路高さが小さ流束の影響いほど熱伝達率が小さい。前述のように円弧状流路では流図８および図９は実験結果の代表例を示したものであれと共に液が内周側に寄る傾向があって，伝熱面上に薄いる。過冷却域の熱伝達率は直線状流路と同一であり，曲液膜が形成されて高い熱伝達率を示すが，流路高さが小さ率半径や流路高さ，熱流束の影響は見られない（図８おくなれば液の移動が制限されて伝熱面上での液膜が薄くなよび図９における過冷却域の実験点を貫く実線は直線状りにくくなるためと思われる。
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橋詰健一・結城隆洋

Fig.8 Eﬀect of heat ﬂux for curved channels (R=64mm)

Fig.9 Eﬀect of heat ﬂux for curved channels(R=32mm)

Fig.10 Eﬀect of channel height for curved channels

図 11 は質量流束の影響を調べたものである。直線状流および R=32mm）における熱伝達率を代表例について比路と同様に質量流束が大きいほど熱伝達率も大きくなって較したものである。流路高さが小さいとき（H=1.0mm）

いるが，影響の度合いは直線状流路よりも顕著であり，しには曲率半径が小さいほど熱伝達率が小さくなっている

かも質量流束が大きくなるほどドライアウトが発生しにくが，流路高さが大きくなる（H=1.5mm）と R=32mm の熱くなっている。

伝達率が直線状流路を上回り，流路高さがさらに大きくなる（H=3.0mm）と R=64mm の熱伝達率も直線状流路を上６･３

流路曲率半径の比較回るようになる。円弧状流路において液が内周側による傾図 12 は直線状流路（R= ∞）と円弧状流路（R=64mm

向は伝熱面上での液膜を薄くするから，液膜の移動が制限― 24 ―

水道水のマイクロチャンネル内での流動沸騰熱伝達

Fig.11 Eﬀect of mass ﬂux for curved channels

Fig.12 Efect of channel geometry

されない限り円弧状流路の方が直線状流路よりも熱伝達率りも小さいが，流路高さが大きくなる（H=3.0mm）が高くなるものと考えられる。ドライアウトは曲率半径がと逆転する。

小さいほど小さな蒸気クオリティで発生している。

５）ドライアウトが発生する蒸気クオリティは流路高さが小さいほど，質量流束が小さいほど，熱流束が大７. 結

きいほど小さな値となる。但し，直線状流路におい言ては熱流束の影響は顕著ではない。

簡易型過熱蒸気発生器の開発のための基礎研究として，なお，本研究における実験には広島工業大学工学部知能

下面のみが加熱される矩形断面の直線状流路（曲率半径機械工学科卒業研究として中俊典，細田恭史，両君の協力

R= ∞）と円弧状流路（R=64mm および 32mm）におけるを得たことを記し，感謝の意を表す。

水道水の流動沸騰熱伝達特性を実験により調べ，以下の事

文項がわかった。

献

１）過冷却域の熱伝達率は過冷却度の減少とともに急激（１）Thome,J.R., Int. J. Heat Fluid Flow, 25 (2004), 128-139に増加する。そしてその値は流路形状（曲率半径，（２）Coleman,J.W. and Garimella, S., Int. J. Heat Mass Trans-fer, 42 (1999), 2869-2881

流路高さ），熱流束，質量流束には依存しない。
２）沸騰域に入ると熱伝達率は蒸気クオリティの増加と（３）Ueda,T., Kaji,M. and Sawai,T., 1st Int. Forum on HeatTransfer, Kyoto, 2004, GS4-19

共に一度低下し，その後ゆるやかな上昇に転じる。
３）すべての流路において，沸騰域の熱伝達率は熱流束（４）藤田恭伸・楊洋，第 40 回日本伝熱シンポジウム，が小さいほど，また，質量流束が大きいほど大きくなる。

2003 年５月，D311（５）巌子翔・ほか３名，第 39 回日本伝熱シンポジウム，

４）流路高さが小さい（H=1.0mm）ときには円弧状流路の熱伝達率は同一流路高さを持つ直線状流路よ2002 年６月，F221（６）藤田恭伸・楊洋，第 39 回日本伝熱シンポジウム，― 25 ―

橋詰健一・結城隆洋

Mass T ransfer, 43 (2000), 3347-3358

2002 年６月，F234（７）藤田恭伸・藤田奈美，第 40 回日本伝熱シンポジウム，（11）Kuwahara,K. , Koyama,S. and Kazari,K., Thermal Sci.

Eng., 12-6 (2004), 13-21

2003 年５月，D312（８）菅谷正則・ほか３名，第 41 回日本伝熱シンポジウム，（12）技術資料，管路・ダクトの流体抵抗，日本機械学会，

2004 年５月，I152（ ９）Yen,T.H., Suzuki,Y. and Kasagi,N., 1st Int. Forum on

1979，181-183（13）Kandlikar,S.G. and Balasubramanian,P., Heat Transfer

Eng., 25-3 (2004), 86-93

Heat Transfer, Kyoto, 2004, GS3-01（10）Bao,Z.Y., Fletcher, D.F. and Haynes,B.S., Int. J. Heat

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