水素の液化およびスラッシュ化に関する研究

九州大学学術情報リポジトリ

Kyushu University Institutional Repository

水素の液化およびスラッシュ化に関する研究

大平, 勝秀

https://doi.org/10.11501/3175111

出版情報：Kyushu University, 2000, 博士（工学）, 論文博士 バージョン：

権利関係：

水素の液化および、スラッシュ化に関する研究

平成12年

大平 勝秀

目 次

第1章

序 論

1.1研究の背景

1.2従来の研究 ^{一一一一一一一一}

1.3本研究の目的および方法 ^{一一一一一一一一 1 3}

1.4本研究の構成 ^{一一一一一一一一 1 5}

第2章

水素の層流腺状凝縮熱伝達に関する研究

2.1緒 にコ

一一一一一一一一 1 8

2.2実験装置と実験方法 ^{一一一一一一一一 1 9}

2.2.1 1号実験装置 ^{一一一一一一一一 1 9}

(a)実験装置 ^{一一一一一一一一 1 9}

(b)凝縮試験部 ^{一一一一一一一一 2 1}

2.2.2 2号実験装置 ^{一一一一一一一一 23}

(a)実験装置 ^{一一一一一一一一 23}

(b)凝縮試験部 ^{一一一一一一一一 26}

2.2.3実験条件 ^{一一一一一一一一 28}

2.2.4実験方法 ^{一一一一一一一一 28}

(a) 1号実験装置 ^{一一一一一一一一 28}

(b) 2号実験装置 ^{一一一一一一一一 29}

2.2.5 ガスの純度および物性値 ^{一一一一一一一一} 35 2.2.6 オルソ ・ パラ変換熱の検討 ^{一一一一一一一一 35} 2.2.7蒸気流速の影響の検討 ^{一一一一一一一一 36}

2.3実験結果と考察 ^{一一一一一一一一} 37

2.3.1実験条件と平均凝縮熱伝達率 ^{一一一一一一一一} 37 2.3.2 窒素の凝縮熱伝達特性 ^{一一一一一一一一 37} 2.3.3 水素の凝縮熱伝達特性 ^{一一一一一一一一} 38 2.3.4凝縮数と膜レイノルズ数の関係 ^{一一一一一一一一} 43

2.4結 三日企間』 ^{一一一一一一一一} 53

- 1 ー

第3章 磁気冷凍法による水素液化に関する研究 3.1緒 仁コ

一一一一一一一一

3.2超伝導変圧器の開発に関する研究 ^{一一一一一一一一} 3.2.1超伝導変圧器の特徴と開発状況 ^{一一一一一一一一 56} 3.2.2超伝導変圧器と超伝導マグネットの設計 ・ 製作 ^{一一一一一一一一} 56

3.2.3実験装置 ^一一一一一一一一 58

3.2.4実験結果と考察 ^一一一一一一一一 62 3.3磁気冷凍法 に よ る水素液化に関する研究 ^一一一一一一一一 6 9 3.3.1磁気冷凍サイクルの選定 ^{一一一一一一}一一 6 9 3.3.2磁性体GGGの熱物性値測定実験 ^一一一一一一一一 6 9 3.3.3磁気冷凍装置の熱設計 ^一一一一一一一一 73 (a)実験装置構成 ^一一一一一一一一 73 (b)排熱および吸熱スイッチの熱設計 ^一一一一一一一一 ₇₃ (c)凝縮部におけるフラッディングの発生限界 ^一一一一一一一 一 75 (d)磁性体周囲熱容量損失の検討 ^一一一一一一一一 ₇₇

3.3.4実験方法 ^一一一一一一一一 ₇₇

3.3.5実験結果と考察 ^一一一一一一一一 84 (a) 熱スイ ッチ特性 一一一一一一一一 84 (b)水素液化特性 ^一一一一一一一一 84

3.4結 三日企間』 ^{一一一一一}一一一 9 1

第4章 スラッシュ水素用高精度密度計の開発とスラッシュ水素流動特性に関する研究

4.1緒 言 一一一一一一一一 9 2

4.2 スラッシュ水素用高精度密度計の設計 ^{一一一一一一一-} 9 4

4.2.1 スラッシュ水素の物性値 一一一一一一一一 94

4.2.2静電容量型密度計の動作原理 一一一一一一一 一 9 4 4.2.3密度計の電極形状検討と製作 ^一一一一一一一一 96 4.3実験装置と実験方法 一一一一一一一一 101

4.3.1実験装置 ^一一一一一一一一 1 0 1

4.3.2 フリーズ・ ソ一法によるスラッシュ水素製造法と密度計算法 一一一101

- 11 -

4.6結 論

「hu

「hJU 門tl 門fl 円ft 円hu nxυ ハHU nHU nHu nHu nHU 'lA 'lI

1 1 1 1 1 1 4.3.3液体水素中での密度計較正方法

4.3.4密度測定方法 4.4実験結果と考察

4.4.1密度計較正結果 4.4.2密度測定結果

4.5 スラッシュ水素流動特性の 実験と考察

第5章 ヘリウム冷凍法によるスラッシュ水素製造に関する研究 5.1緒 日

5.5結 論

1 19 120 120 126 128 134 137 5.2実験装置と実験方法

5.2.1 実験装置 5.2.2実験方法 5.3実験結果と考察

5.4固体水素製造量計算方法

第6章 スラッシュ水素の核沸騰熱伝達に関する研究

6.1緒 日 138

139 139 6.2実験装置と実験方法

6.2.1 実験装置

6.2.2伝熱試験部 一一一一一一一一141

6.2.3実験方法 一一一一一一一一14 1

6.2.4 スラッシュ水素， スラッシュ窒素の物性値 一一一一一一一一142

6.3実験結果と考察 一一一一一一一一143

6.3.1液体水素お よ びスラッシュ水素の核沸騰熱伝達特性 一一一一一一一143 6.3.2液体窒素お よ びス ラッシュ 窒素の核沸騰熱伝達特性 一一一一一一一153 6.3.3 スラッシュ水素およびスラッシュ窒素の核沸騰熱伝達率の検討 - 161 6.3.4 スラッシュ水素およびスラッシュ窒素の限界熱流束の検討 一一一一一162

6.4結 論 169

第7章 総 括

謝 辞 参考文献

- lV -

一一一一一一一一

170

174 175

記 ^τ仁_二^コ₅

A :伝熱面積 [m2]

α :円筒電極の半径 [m]

B :磁束密度 [T]

B日 :ボンド数Bo⁼ D2[g(ρl一九)]/σ [- ]

C :静電容量 [F]

CII :静電容量感度 [F]

Cd :無効静電容量 [F]

Cp :定圧比熱 [J/kg'K]

C :比熱 [J/kg' K]

D :直径 [m]

d :凝縮面の直径 [m]

:電極問距離 [m]

Fi :フィルム数

Fi=σ3/gp;vj

:スラッシュ水素中の国体の占有体積比(0<1<1) [-]

:管摩擦係数 [一]

g :重力加速度 [ m/s2]

H :顕潜熱比 H=CpfðT/hfg [-]

h :熱伝達率 [W/m2・K]

:比エンタルピ [J /kg]

h[g :凝縮潜熱 [J /kg]

h� [11 :修正凝縮潜熱 h ^{fg +} 0^.375C ^pf (Ts - Tw) [J /kg]

hlll :平均凝縮熱伝達率 [W/m2・K]

�をご{)式^IL [A]

K :結合係数 [- ]

k :熱伝導率 [W/m' K]

L :凝縮管長さ [m]

:インダクタンス [H]

:磁性体の高さ [m]

:円筒電極の長さ [m]

- v -

M :相互インダクタンス :電流増幅率

:質量流量

・ ヘリウム質量流量 :固体水素製造量

[H]

[ -]

[kg/s]

[kg/s]

[kg/s]

[- ] [- ] [Pa]

[- ] [1]

[W]

[W/m2]

[W/m2]

[- ] [Q]

[m]

[m]

[m]

[-] [ - ] [l/s]

[m2]

[J/kg'K]

[K]

[K]

[K]

[K]

[K]

[K]

[s]

1 7 .，， 阿川 ー?，V 1 .，， 7tv 昨日

Nu* 凝縮数 N♂=h糾/g)I/3/kf

n . 巻線比

p :圧力

Pr :プラントル数 �=C{Jμ/k

Q :熱量

Q :熱流量

:熱流束

:限界熱流束(バーンアウト熱流束)

q

q本

R :ρμ比 R= (pfμf/ Pgμg)l/2 :抵抗

:半径

RJ • 熱交換器外半径:

R2 • 熱交換器内半径

Re :レイノルズ数 Re=ρuD/μ

Re* . 膜レイノルズ数 Re牢=4T /Jμf =4qL �μfhfg

r :回転数

S :平板の面積 :エントロピ T :温度

乙，i セグメントiのヘリウム温度 TW， . 熱交換器外壁温度

T W2 • 熱交換器内壁温度

!J T :温度差

6. T* :限界熱流束での温度差(過熱度) :時間

- Vl ー

U :見掛け速度 [ m/s]

Uキ :無次冗速度 [ - ]

U∞ :蒸気速度 [m/s]

u :速度 [m/s]

Urcl :相対速度 [m/s]

V :電圧 [V]

:体積 [m3]

V :体積流量 [m3/s]

X

:い(p，一ρv ₎

p v

J*

x :スラッシュ水素固化率(%重量) [%]

Y : q-

/λpv

δ :液膜厚さ [m]

E :比誘電率 [- ]

ê() :真空中での誘電率 ^{8.854 x} 10・12 [F/m]

。 :伝熱面傾き角(水平上向き面で零) [deg. ]

r :液膜の単位幅当りの質量流量 [kg/m]

え :波長 [m]

:蒸発潜熱 [J /kg]

:凝固熱 [ J/kg]

μ :粘性係数 [kg/m' s]

ν :動粘性係数 [St=10-4m2/s]

ρ :密度 [kg/m3]

σ :表面張力 [kg/s2]

添字

。 :初期値

:一次側

2 :二次側

a :常温流量計

- Vll -

C :超伝導マグネット(負荷コイル) :臨界点

cal :計算値

exp :実験値

:液膜

g :蒸気

:磁性体

gap :隙間

h :ヒートパイプ

:高温側 :気液界面

1n :入口

:低温側 :液体

。 :オリフィス流量計

out :出口

S :飽和

:固体

:スラッシュ(液体+固体) :タービン流量計

:一重状態

V :蒸気

W :壁面

.，E4

・可i v .可i

第1章

1.1 研究の背景

序

わが国の液体水素技術は米国と同様、 宇宙開発を中心にして開発が進め

られており、 液体水素の工業的規模での製造という点からは、 その緒につ いた段階である。 一方、 利用面においては特に経済性の点から未だその用 途は限られており、 国内で製造される殆んどの液体水素は宇宙開発用とし て消費されている。 (1⁾⁽²⁾

地上と宇宙を結ぶ将来有人宇宙輸送システムの中心となるスペースプレ ーン計画については米国を始めとして欧州においても計画が推進されてい る。日本では、 スペースプレーン実現のための無人H 0 P E (H ^- II Orbi ting Plane)、 さらには再使用型ロケットが宇宙開発事業団などで開発中である。

現在計画中のスペースフレーンは液体水素を燃料として使用するが、 タン ク容積の減少、 空力加熱など冷却源の確保を狙って、 スラッシュ水素を燃 料として採用することが検討されている。 また、 図1 - 1に示すように飛 行時に液体水素もしくはスラッシュ水素の寒冷を利用して空気を液化し、

酸化剤として使用するLA C E (Liquefied Air Cycle Engine、 空気液化エン ジン) の開発も進行中である。 スラッシュ水素とは液体水素中に固体粒が 存在する液体一国体混合の水素をいい、 図1 - 2に示すように固体重量率 50%の三重状態スラッシュ水素(52.8 Torr， 13.8 K) では冷却量の増加が約 18%、 密度の増加が約16%期待できる。 従ってスペースフレーンの容積、

飛行時の抵抗が減少でき、 離陸時の全備重量が約20%小さくできるという 検討結果が得られている。 (3)

水素は二次エネルギー源として、 例えば①水を原料とすれば資源的制約 がない②燃焼時の環境汚染が殆んどない③輸送及び貯蔵が可能であるなど、

多くの優れた性質を保有している。 特に、 化石燃料の燃焼によって排出さ れる二酸化炭素、 二酸化硫黄などが地球規模での温室効果、 酸性雨など環 境汚染の原因となっており、 最近、 水素エネルギーの重要性が見直されつ つある。 LNG、 液体酸素、 液体窒素など比較的温度の高い極低温流体は その利用技術もほぼ確立し、 大型空気分離装置などで工業的規模で製造さ

- 1^-

れているが、 液体水素は大気圧において沸点が絶対温度20 K C-2530C)の 極低温流体であり、 取扱い技術、 安全性の面から実用化技術の開発が遅れ ている。

わが国では、 通産省 ・ 工技院が中心となって「ニューサンシャイン計画」

が平成5年度から進められている。 カナダ(ケベック州)や東南アジアの 豊富で安い水力発電(余剰電力、 約2 _� 3円/kWh)で水素を製造 ・ 液化 し、 液体水素の状態で国内にクリーンエネルギーとして供給する「国際ク リーンエネルギーシステムCWE-NET計画)Jである。 その概要を図1 - 3に示す。 圏内に供給された 液体水素が利用される分野として、 図1 - 4に示すように宇宙開発以外に航空機、 自動車用の燃料および燃料電池、

事業用タービン発電(水素/酸素燃焼タービン)の燃料として、 さらには 高温超伝導機器の冷却、 半導体製造用のフロセスガスとして現在検討が実 施されている。 従って、 液体水素に関しては未だ技術的、 経済的課題が残

されてはいるが、 近い将来、 液体水素が二次エネルギー源として広範な用 途が見込まれる時代が到来すると考えられる。

本論文は以上のことを踏まえて、 従来殆んど明らかにされていない水素 の凝縮、 液化およびスラッシュ化フロセスにおける水素の挙動を明らかに すると共に、 スラッシュ水素の密度計測、 製造、 伝熱につき基礎データと 機器の設計手法を取得し、 液体水素およびスラッシュ水素技術の実用化を 進めることを目的として研究を実施した。

ウJM

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SIUSh hycto伊1 trom凶ホ

円可:xjsioojet

図 1 _- 1 スラッシュ水素利用空気液化エンジン(LACE)

標準沸点(液体) ρ=70. 48kgjm3

(気休)

()ム)ト

50批判スラッシュ水素

密度の増加I 15.9弘|

寒冷の増加I

1切|

20. 3

三重状態(液体) ρ=76. 89kgjm3

un ub 'K // tJu

n\U ピロt? ンエ

素3水。川ユm同ン同9等6ッヒ1 スCρ ラ司斗

図 1 _{- 2} スラッシュ水素の特徴

-3-

-v-

(")

2 ・ ""，._一ーー...

3 A 務 多\) 志.� 穿針ノ

可\.�

可ogR

•• ，，， l l

，.

図一戸lω脳雨時巧何lZ開斗叫十周

にJ、

温度 (K)

常温叶273.2

L川中12K 1 ¹⁰²

L02t>i90 リ LN2

しNe 27

LH2 20.3

極低温

Super _LHe J ^2.2

超低温

101

*低公害燃料 *製鉄工業

/ よ旦ミ j Q 1 ^{*冷凍工業 *医学/生物学}

*海水淡水化 *凍結土木/低温加工

\滞依窓蚕LN?ノ

*燃 料

*発電(電力貯蔵)

*極低温， 物性

*超伝導

\二:::__/ く〉 ^*超流動 *極低温， 物性

図1 ^{- 4} 液体水素の応用分野

* H-

H-

*

ー

(宇宙往還機)

*宇宙機器

*航空機

*自動車

防l ^{:燃料電池}

*事業用タービン発電

*高温超伝導

*半導体製造

*水素泡箱

1.2 従来の研究

1898年James Dewarが初めて水素の液化に成功して以来、 米国では最大

規模30 ton/日の水素液化機が開発されており、 液化機に使用される水素用 向流式熱交換器の高性能化、 コンパクト化は実用上殆んど問題のないレベ ルに開発が進んでいる。 しかしながら、 液体水素の利用が普及すると、 図

1 ^- 5に 示すように液体水素の輸送時や消費地に設置された液体水素貯槽 から発生する蒸発ガスの再液化が必要となり、 凝縮、 液化時の熱伝達特性 を精度良く推定することが熱交換器(凝縮器)の設計上重要となるばかり でなく、 併せて凝縮、 液化に要する所要動力も低減できることになる。 後 述するように 、 磁気冷凍法 を使用して水素を液化する際にも、 図1 - 6に 示すように固体である磁性体に水素が凝縮、 液化する時の熱伝達特性 が重 要となる。 また、 図1 - 7、 図1 - 8に示すように核融合炉のトリチウム システムにおいて、 水素同位体分離や水素同位体からヘリウムを分離する 際には、 沸点の違いを利用した深冷蒸留法や流下液膜式ヘリウム分離器が 採用されるため、 水素の凝縮熱伝達特性は重要である。

鉛直管内もしくは管外で極低温流体が膜状凝縮する際の熱伝達に関する 研究は少なく、 これまで液膜が層流の場合についても、 数例実施されてい

るのみである。 (4⁾⁽⁵⁾

酸素、 窒素など比較的温度の高い極低温流体については、 凝縮、 液化時 の熱伝達率がNusseltの層流理論式と実験的によく一致することが従来確認 されている。 これに対し 、 温度の低い、 水素、 重 水素、 ヘリウムについて は理論式と一致せず、 特に凝縮ガスと伝熱面の温度差 ムT(過冷度)が小 さくなると(ムT< ₂ K)、 理論式との差が大きくなる傾向を示しており、

実験から得られた熱伝達率とNusseltの理論式との関係は未だ明確にされて いないのが現状である。 (ó)

液体水素が二次エネルギー源として普及するには、 水素を液化するため の所要動力を低減することが課題と考えられる。磁気冷凍法は水素を液化、

さらには後述するスラッシュ化する場合、 従来のガス圧縮式冷凍法と比較 して効率の良い冷凍サイクルを実現できる可能性がある。 磁気冷凍法は従 来、 液体ヘリウムより温度の低い超流動ヘリウムの生成に利用されてきた

-6-

が、 最近ヘリウムの液化にも適用されつつあり、 磁性体の開発と共に高温 での実用化が進みつつある。 (7) 図1 ^- 6に示すよ うな磁気冷凍法を水素 の液化に適用した研究は未だ実施されていない。 また、 磁気冷凍法では磁 性体に高磁場を印加するための超伝導マグネットが必要となる。 超伝導マ グネットに大電流を供給する大型電源装置を超伝導トランスを介すること により小型化でき、 低コスト化と共に、 電流値の低減により電流リード、

ブスバーが小型化でき、 液体ヘリウムの消費量を少なくすることが可能と なる。 これ迄に、 超伝導トランスを使用してマグネットを励磁し、 トラン スおよびマグネットシステムの特性を評価した研究は見当らない。

スラッシュ水素技術の実用化に当り、 技術開発項目を図1 - 9に示すが、

密度計測は非常に重要な技術である。 液体水素の場合、 体積もしくは液面 を測定することでロケットの燃料搭載量が決定できる。 しかしながら、 軽 量化が最重要課題となるスペースフレーンにとって、 国体の分布が不均ー であるスラッシュ水素を過不足なく搭載できるための、 構造が簡単で、 高 精度なスラッシュ水素用密度計が必要となる。 従来、 密度計として静電容 量、 ベータ線やガンマ線の減衰量、 超音波の伝播速度を測定する方法が検 討されているが、 (�)高精度、 コンパクトなスラッシュ水素用密度計は、 従 来、 殆んど開発されていない。

スラッシュ水素の製造法については1960年代に米国のアポロ計画でフ リーズ・ ソ一法(freeze-thaw 法， 間欠減圧法)をベースに種々の方法が検 討された。 最近では大量製造および酸素のスラッシュ化に適したヘリウム 冷凍法(オーガ法， auger法)による製造が開発中である。 (9)また、 温度

1 K以下の極低温を実現するために使用されていた磁気冷凍法が高温磁気 冷凍技術の進捗に伴い、 液体水素をスラッシュ化する方法として検討され ている。 (10)現在、 実用中もしくは開発中のスラッシュ水素製造法は次の3 方法である。

(1) フリーズ ・ ソ一 法(freeze-thaw法) (2) ヘリウム冷凍法(auger法)

(3) ^{磁気冷凍法}

このうち、 将来の大量製造に適した方法としてヘリウム冷凍法の実用化

-7一

を狙って小規模な実験が実施されているが、 スラッシュ水素の製造能力を 測定する等の詳細な実験は実施されていない。 図1 - 1 0に示すようなヘ リウムブレイトンサイクルによる水素液化装置と組合せたスラッシュ水素 製造設備の実現が考えられる。 また、 磁気冷凍法によるスラッシュ水素の 製造についても、 検討は実施されているが実験の報告はない。

スラッシュ水素をロケット燃料もしくはエネルギー源として利用する場 合、 保有する寒冷を回収して最終的にはガス水素の状態で燃焼器にて酸化 剤と燃焼して推力もしくはエネルギーを得ることになる。 保有する寒冷を エンジン冷却、 空力加熱の冷却、 冷熱発電等に有効に活用するためには、

スラッシュ水素の熱伝達特性を実験的に取得することが重要である。 液体 水素については実験報告があるが、 (11)(12)スラッシュ水素についてはSindt の報告例のみである。 (13)Sindtの実験ではスラッシュ水素中に浸漬された 円型平板について、 自然対流領域から核沸騰領域まで熱流束が比較的小さ な領域での熱伝達特性を取得しており、 実用上重要となる熱流束が大きい 領域から限界熱流束点(バーンアウト点)までの伝熱メカニズムが確認さ れていない。

このように、 水素の鉛直管内での凝縮、 液化、 磁気冷凍法による水素液 化、 スラッシュ水素用高精度密度計、 ヘリウム冷凍法によるスラッシュ水 素製造、 スラッシュ水素の核沸騰熱伝達に関する研究は液体水素およびス ラッシュ水素技術を実用化する上で重要であるにも拘らず、 これ迄に殆ん ど実施されていないのが現状である。

-8一

図1 ^{- 5} 液体水素貯槽での水素再液化システム

排熱スイッチ

�

( ) ，、、J

r、...，

， .... ‘....， r、、J

，戸、‘、ー"

超伝導マグネット

(G G G)

磁性体

。

。

《υ《U《U 〆""'-'

，司、、、./

メ/夜体ヘリウム

〈) ^(、J

f、、J

( )

r、、....，

... 、J

�

八、./

〈) 液体水素

ハ) -、、....，

図1 ^{- 6} 磁気冷凍装置での水素液化

- 9 -

トリチウム生産システム ターゲット創作

燃料ガス循環システム ブランケットからのトリチウム回収システム

ーシH2

Hz f-

図1

-

6

j

b

冷煤He入口

冷媒He出口

MJJ 4412tド dHHf

・-tdyiLILF

流下液膜

水素同位体蒸気 ガス入口(水素同位体+ He

図1 ⁸ 流下液膜式ヘリウム分離器

- 10一

11 11本研究にて実施項目

図1 ^{- 9} スラッシュ水素技術に関する開発項目

GHz

トJ

膨張タービン (動力回収)

図 ^{1 1 。 H}

コールドボックス

LH2

スラッシェ水素 ^{::.: .�'.}

\二-アで一一二ご一=ニーヶーて-ー了一=二一ー

水素液化装置 スラッシュ水素製造装置

e冷凍法による大型スラ ッシュ水素製造設備

1.3 本研究の目的および方法

水素の液化およびスラッシュ化、 さらにはスラッシュ水素の熱伝達に関 する研究は前節で述べたように実験例が殆んど無く、 そのメカニズム等が 未だ良く解明されていない。 従って、 実用を図る上での実験デー夕、 知見 を得ることは工学上重要な問題と考えられる。 この様な背景のもとに、 本 研究は次の5つの主要な目的および方法を定める。

(1) 鉛直管内での水素の層流膜状凝縮熱伝達について平均凝縮熱伝達率を

測定し、 水素の凝縮熱伝達率が窒素等と同様に、 凝縮壁と凝縮液の温 度差が小さい領域においても Nusseltの層流理論式から予測できるこ とを明らかにする。 温度差が小さい領域、 即ち膜レイノルズ数が小さ い場合の水素と窒素の平均凝縮熱伝達を測定し、 次に温度差が比較的 大きい領域、 即ち膜レイノルズ数が大きい場合の水素の平均凝縮熱伝 達率を測定することにより、 その特性を明確にする。

(2) 磁気冷凍法による水素液化技術の実用化を狙い、 超伝導マグネット用

電源装置の小型化、 低コスト化を可能とする超伝導変圧器の製作とマ グネットの励磁実験を行ない、 励磁特性、 永久電流特性を明らかにす る。 また、 従来実施されていない磁気冷凍法による水素液化実験を実 施し、 磁性体の励磁速度変化によるサイクル特性、 水素を凝縮液化す る熱サイフォン型ヒートパイフの設計法、 性能について検討する。

(3) スラッシュ水素の実用面で最も基礎的な技術の一つである密度計測に

ついて、 構造が簡単で高精度なスラッシュ水素用密度計を開発する。

平行平板を利用した静電容量型密度計の試作経験を生かし、 構造が簡 単で高精度が期待できる平板と2個の円筒を組み合せた平板 ・ 円筒型 を提案、 試作し、 密度計測実験を実施して、 その特性と高精度である ことの確認をする。 また、 スラッシュ水素の配管内流動実験を実施し、

圧力損失特性についても知見を得る。

(4) スラッシュ水素の大量製造技術として期待されるヘリウム冷凍法につ

いて、 小規模な製造実験を実施し、 製造のメカニズム、 固体水素粒の 性状、 試作したヘリウム熱交換器の性能について検討する。

(5) スラッシュ水素の核沸騰熱伝達特性を明らかにするため、 ガラス製デ

丹、d1L

ュワー中のスラッシュ水素に円型平板伝熱面を浸演し、 伝熱面をヒー タにて加熱、 スラッシュ水素と伝熱面の温度差 6Tと熱流束 qにつ

いて伝熱データを取得する。 伝熱面の向きについては実用面を考え、

上向き、 横向き、 下向き(微小重力を想定)とする。

-14^-

1.4 本研究の構成

本研究は以上に述べた研究の背景、 目的および方法に基づいて行なった 研究をまとめたもので全体は7章から成る。

まず、 第1章は序論として、 既往の研究成果を概観してその問題点を明 らかにし、 本研究の目的及び構成を述べた。

第2章では、 液体水素タンク内で蒸発した水素ガスの再液化、 核融合炉 における液体水素同位体と不純物Heガスの分離、 磁気冷凍装置における水 素の液化などで重要となる鉛直管内における水素の膜状凝縮熱伝達につき 実験を実施し、 取得した伝熱実験データの考察と凝縮時のメカニズムにつ いて述べる。

第3章では、 水素の液化、 スラッシュ化について従来のガス圧縮式冷凍 法と比較して経済的にメリットがある磁気冷凍法について、 従来、 水素で は実施されていない液化実験を実施し、 実用上の技術課題を明らかにする。

第4章から第6章では、 スペースフレーンの燃料として、 またWE-N ET計画等において、 輸送 ・貯蔵時のボイルオフガスの低減、 輸送 ・ 貯蔵 効率(体積が小さくできる)の向上を狙って実用化が検討されているスラ

ッシュ水素の実用化技術について基礎実験および検討結果を述べる。

第4章ではフリーズ・ ソ一法(freeze-thaw法、 間欠減圧法)にて製造し たスラッシュ水素を使用して、 静電容量型スラッシュ水素用高精度密度計 の開発について述べる。 解析および実験の結果、 平板と2個の円筒電極を 組合せた高精度型は、 構造的に電極間に固体粒が侵入し易く、 密度換算で およそi::0.5 %以内で計測できることを明らかにし、 実用性を確認する。

また、 フリーズ ・ ソ一法により製造したスラッシュ水素を使用して配管 内流動実験を実施し、 圧力損失の測定結果からスラッシュ水素の固化率の 違いによる管摩擦係数の差異を明らかにする。

第5章では、 スラッシュ水素製造法について、 大量製造に適するHe冷 凍法(auger法)の製造実験と検討を実施する。 He冷凍法による製造技術 を取得するため、 試作した極低温ヘリウム/液体水素熱交換器とオーガを ガラス製デュワー内に設置し、 製造実験を実施する。 製造したスラッシュ 水素の密度計測を密度計にて実施し、 オーガ回転数による製造量の違いを

戸、J1・ム

示すと共に、 観察結果から回転数による固体水素粒の差異を明確にする。

また、 得られた固体水素製造量を計算結果と比較した結果、 熱交換器の熱 伝達率を精度良く見積ることにより製造量の推定が可能であることを示す。

第6章では、 スラッシュ水素の利用面で重要となる核沸騰熱伝達につい て伝熱状況の観察も含めてその特性を明らかにする。 三重状態スラッシュ 水素以外にも大気圧液体窒素、 三重状態液体窒素、 三重状態スラッシュ窒 素、 大気圧液体水素、 三重状態液体水素についても実験を実施し、 三重状 態スラッシュ水素との差異を明確にする。 また、 従来明らかでなかった三 重状態スラッシュ水素の限界熱流束点(バーンアウト点)での伝熱特性を 初めて明らかにする。

第7章では第2章~第6章で得られた結果を総括し、 本研究の結論を述 べた。

図1 - 1 1に本論文の各章の位置付けを示す。

-16-

一 水素の製造・利用

、J

水素の利用形態 技術課題

液体水素 |層流膜状凝縮熱伝達 第2章

密度計測

スラッシュ水素 第4章

核j弗騰熱伝達 第6章

図1 - 1 1 本論文の各章の位置付け

製造手段

ガス冷凍法

磁気冷凍法 第3章

フリーズ・ソ一法 第4章

ヘリウム冷凍法 第5章 磁気冷凍法

第2章 水素の層流膜状凝縮熱伝達に関する研究

2.1 緒 百

鉛直管内もし くは管外で極低温流体が膜状凝縮する際の熱伝達に関する

研究は少な く、 こ れまで液膜が層流の場合についても、 酸素， 窒素， 水素，

重水素， ヘリウムについて数例 (4)(5)(14)(15)(16) 実施されているのみである。 そ の中でHaselden ら(14)， Leonardら(15)， EWaldら(4) が実施した酸素， 窒素に ついてはNusseltの層流理論式と良く一致する結果が得られているが、Ewald ら(4) ， Drayer ら(5)， 佐藤ら(16)が実施した水素 ， 重水素， ヘリウムについて は一致しておらず、 特に凝縮壁と凝縮液の温度差 (過冷度)が2K以下の 小さい場合、 即ち、 膜レイノルズ数が小さくなると理論式との差が大き く なる傾向を示している。 (6)(17)

従来、 水素に関する実験結果 (4)(5)は2例のみであり、 い ず れも凝縮伝熱 面の温度を直接測定せ ず、 冷媒として使用した液体水素の核沸騰熱伝達率 の経験式と、 測定した熱貫流率より凝縮熱伝達率を間接的に算出している。

従って、 核沸騰熱伝達率の見積り値によって、 算出した凝縮熱伝達率に誤 差が含ま れることが 予想され、 実験値とNusseltの理論式との関係は未だ明 確にされていないのが現状である。

この章では、 2種類の実験装置(以下、 1号(No.1)実験装置， 2号(No. 2) 実験装置と呼ぶ)を製作し、 平均凝縮熱伝達率の測定を行った。 (1�)(lY) 1号 実験装置は膜レイノルズ数が小さい場合の水素と窒素のデータを、 2号装 置は膜レイノルズ数が比較的大きい場合の水素のデータを取得するための ものである。 1号実験装置では水素および窒素の凝縮熱伝達率を測定し、

両者がNusseltの理論式にほぼ一致することを確認し、 2号実験装置では膜 レイノルズ数が大きい場合の水素の凝縮熱伝達率を測定し、 両者の実験結 果を併せ、 層流状態において水素の凝縮熱伝達率がNusseltの理論式から予 測できることを確言忍した。

また、 従来(4)(5)(14)(15)(16)報告されている水素， 窒素等の実験データを分析 して、 液膜の流動状態について考察すると共に、 フロン等常温流体で得ら れている波状流の実験式との比較， 検討も行った。

nδ 噌IA

2.2 実験装置と実験方法

2.2.1 1号実験装置

(a)実験装直

図2 - 1 は1号実験装置の系統図を示す。 実験装置は凝縮管， リボイ ラー， ヒータ， 凝縮管およびリボイラーへの侵入熱を低減するための輯 射シール ド 板 ， 凝 縮 管 を冷却するギフォード-マク マホン (Gifford­

McMahon)サイクル冷凍機(以下、 G-M冷凍機と略す)， 真空断熱の ための真空容器， 水素ガス供給装置， 水素ガスを液体窒素温度まで冷却 する熱交換器等から構成される。 G-M冷凍機の冷凍能力は、 第一段冷 却ステージ(高温側)の温度を80 K、 第二段冷却ステージ(低温側)を 20 Kとした場合、 各々30 W， 10 W である。 G-M冷凍機の第一段ステ ージ， 第二段ステージのヒートステーション部にマンガニン線ヒータを 巻き付け、 輯射シールド板の温度， 凝縮管の温度を調節できるようにな っている。 ヒートステーション部の温度はゲルマニウム抵抗温度計で測 定している。

凝縮管は図2-1に示すように第二段ステージに取り付けられ、 ヒー トステーション部からの熱伝導を利用して冷却される。 凝縮管の下部に は熱伝導率の小さいステンレス鋼製の支持管を介してステンレス鋼製の リボイラーが取り付けられている。 リボイラーの容量は約1.2 1、 底部に は加熱用 のマンガニン線ヒータが巻き付けられ、 ワニス(GE7031) で熱接触を良くしている。 リボイラーの上部および下部にはゲルマニウ ム抵抗温度計が取り付けられ、 飽和ガス温度， 液体温度を測定する。 ま た、 液面の位置は微小差圧型液面計で計測する。 輯射シールド板は第一 段ステージのヒートステーション部に取り付けられ、 熱伝導で冷却され る。 窒素と水素では凝縮管の温度が異なるためヒートステーション部に 取り付けたヒータで輔射シールド板の温度を設定した。 輯射シールド板 の温度はヒートステーション部から伝熱距離が一番遠いシールド板底部 に取り付けたゲルマニウム抵抗温度計で測定する。

凝縮管， リボイラー， G-M冷凍機の第一段， 第二段ステージ， 輯射

ハツ

GH2

He Compressor G-M

Refrigerator

:(8

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;�-'R扇面tion ShieId

Vacuum Chamber Vacuum Pump

図2 ^- 1 1号実験装置

ハυ吋/】

シーjレド板の外倶IJには、 幅射による侵入熱を極力低減するため多層断熱 材を施工している。 また、 真空容器は実験中に真空引きを行って高真空 を保持している。

(b)凝縮試験部

凝縮管を実験装置に取り付けた状態を図2 - 2に、 凝縮管の詳細図を 図2- 3に示す。

凝縮管の外径は32 mm、 凝縮部分は内径d= ₁₅ mm 長さL=30 mm の管内面である。 凝縮管の材質は熱伝導を良くするため高純度無酸素銅 製とし、 伝熱面の組さは+3μm程度である。 凝縮管とステンレス鋼製支 持管の接続はインジュームを使用してフランジ接合としており、 断熱真 空部へのガス漏れ 防止と共に凝縮管と支持管のフランジ問の固体接触に よる熱伝導を小さくして、 凝縮管以外の部分にガスが凝縮することを防 止した。 さらに凝縮管上部には厚さ3 mm のFRP板を接着してガスの 凝縮を防止している。 凝縮管上部には実験開始時にリボイラー内に液体 水素を製造するために水素ガスを導入するステンレス銅製の細管(外径 3 mm， 内径2 mm)が取り付けられている。

凝縮実験時に必要となる凝縮管内部飽和圧力はリボイラー液面を測定 するガス用圧力導管から圧力変換器を介して測定しており、 凝縮管内の ガス圧力から求めた飽和ガス温度の誤差は圧力変換器の誤差が主なもの であり、 +0.02 K以内である。

本実験では、 上述のように従来実施されている凝縮管内部の飽和ガス 温度を飽和圧力から推定する方法に加え、 飽和ガス温度を直接測定する 方法も採用し、 両者の実験データを比較した。 飽和ガス温度は凝縮管内 部のガスの流れを乱さない ようにリボイラー上部に設置したゲルマニウ ム抵抗温度計で測定した。 ゲルマニウム抵抗温度計の精度はi::O.Ol K以 内である。

凝縮管はG-M冷凍機を寒冷源として熱伝導で冷却するので、 凝縮壁 の温度を上部と下部で一定に保持するため、 凝縮壁の肉厚を厚くして伝 熱が容易な構造としている。 また、 壁温を測定する温度計の挿入穴を壁

11A 今ん

G -M ____---

Refrigerator

Upper Flange---ロ

Condensing Tube---:

(Cu)

⑨\ �1

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LH2

f16mm O.D. -

115.4mm I.D.I

⑦

トReboiler

図2-2 凝縮試験部詳細川号実験装置)

とφ15

。コ寸

Dimensions in mm

Section A-A'

図2- 3 凝縮管( 1号実験装置)

-22-

の中に設け、 直径3 mm のゲルマニウム抵抗温度計を挿入して測定して いる。 温度計挿入穴と温度計の隙聞には熱伝導を良くするためアピエゾ ングリースを使用して温度測定誤差を小さくした。 凝縮壁内面と温度計 押入穴外周との最短距離は0.9 mm であるので、 測定した温度をそのま

ま凝縮壁温度とした。 温度計取付位置は凝縮管上部(FR P板の下面位 置)から2 mm， ₂₂ mm の2個所である。 ゲルマニウム抵抗温度計の精 度はいずれも士0.01 K以内であり、 温度計のリード線にはG-M冷凍機 の第二段ステージのヒートステーション部でサーマルアンカーを取り、

侵入熱による温度測定誤差を小さくしている。

リボイラーに取り付けられたマンガニン線ヒータ(120_Q )への供給 電力は、 常温部 に設置した標準抵抗器を流れる電流とマンガニン線の両 端で測定した電圧からヒータの発熱量を算出している。

2.2.2 2号実験装置

(a)実験装置

図2-4は2号実験装置の系統図を示す。 実験装置は凝縮管， リボイ ラー， ヒータ， 凝縮管およびリボイラーへの侵入熱を低減するための輯 射シールド板 凝縮管を冷却するヘリウムガスの温度を調整する液体ヘ

リウム熱交換器， 真空断熱のための真空容器， 高圧 ・ 低温のヘリウムガ スを供給するヘリウム冷凍機および水素ガス供給装置から構成される。

ヘリウム冷凍機から供給される圧力約1.3 MPa， 温度約20 Kのヘリ ウムガスはトランスフアーチューブを介して断熱真空容器内に入る。 ヘ リウムガスの一部は液体ヘリウム熱交換器に入り、 温度調整された後、

オリフィス流量計， タービン流量計で流量を計測され、 凝縮管を冷却す る。 その後、 ヘリウムガスは内側シールド板を冷却し、 ヘリウム冷凍機 へ戻る。 実験中にゲルマニウム抵抗温度計で測定した内側シールド板の 温度は19 K�21 Kであった。

凝縮管は図2 - 5に示すように、 液体ヘリウム槽底板(SUS製)か ら熱伝導率の小さいFRP製ボルトを介してFRP製円板を吊り下げ、

この円板からさらにFRP製ボルトを介して凝縮管およびリボイラーを

- 2 3^-

-Mhp|

He Compressor

He Liquefier/

Refrigerator

、、，，，rB le pH nL a//

+LIn e a h、HE 「Axe H c

Vacuum Chamber Turbine

Flowmeter

Orifice Flowmeter

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CT

Radiation Shield

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Heater-

図2 ⁴ 2号実験装置

FRP Bolt

L

FRP Plate

σb n cu n e tGe n.b ou ハUTl

Ra d iation Shiel d

LH2 Levelmeter (Point Type)

図2 _- 5 凝縮試験部詳細( 2号実験装置)

《J勺L

支持して液体ヘリウム槽が凝縮管を冷却するのを防止している。 リボイ ラーの上部および下部にはゲルマニウム抵抗温度計が取り付けられ、 飽 和ガス温度 ， 液体温度を測定する。

凝縮管， リボイラー ， 液体ヘリウム槽 ， 軒射シールド板の外側には将 射熱による影響を防止するため、 多層断熱材を施工している。 また、 真 空容器は実験中に真空引きを行って高真空を保持している。

(b)凝縮試験部

凝縮管の詳細図を図2 - 6に示す。 凝縮管の外径は17 mm， 凝縮部 分は内径d=15 mm， 長さL= 70 mmの管内面である。 1号実験装置 と同様、 凝縮管の材質は高純度無酸素銅製とし、 伝熱面の粗さ は+3μm 程度である。 また、 凝縮管とステンレス製支持管の接続および支持管と

リボイラーの接続についても1号実験装置と全く同様である。 凝縮管上 部には厚さ3 mmのFRP板を接着してガスの凝縮を防止している。 ま た、 凝縮管上部には実験開始時にリボイラー内に液体水素を製造するた めに水素ガスを導入するステンレス鋼製の細管(外径3 mm， 内径2.4 mm)が取り付けられており、 実験中はこの細管により凝縮管内部の飽 和ガス圧力を測定する。 測定したガス圧力から求めた飽和ガス温度の誤 差は1号実験装置と同様、 土0.02 K以内である。

2号実験装置においても、 リボイラー上部に設置したゲルマニウム抵 抗温度計で凝縮管内部の飽和ガス温度を直接測定して熱伝達率の測定を 行うと共に、 上述のように飽和ガス圧力から推定した飽和ガス温度から 得られる熱伝達率との比較を行った。

凝縮管の冷却は細い銅管(外径2.5 mm， 内径1.5 mm)を外側に巻 き付け、 銅管内部に高圧 ・ 低温のヘリウムガスを流す方法を採用してお り、 凝縮管上部 ， 下部で温度差を極力少なくするため、 銅管は往復して 巻きつけ、 銀ロー付けしている。

凝縮管の外壁温度は凝縮管上部から3 mm， 30 mm， 57 mmの3個 所に銅製のセンサ一台を銀ロー付けし、 ゲルマニウム抵抗温度計をこの センサ一台に挿入してGE7031で接着し、 温度測定誤差を小さくした。

fhu フU

e H ilv G _@

FRP Plate

Upper Flange

(S ^u S) Small Copper

Tube

(25mm

Dl 1.5mm

GHe Inlet

Temp. GHe Outlet

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しH2

図2

-

Vapor Phase

十 γ

I

•

I ·

T emoerature

Tw i _prof l _e

δIFilm Thickness

Vertical Wall Condensate Film

図2

-

勺ーペノ』

また、 後述するように凝縮管を冷却するヘリウムガスのエンタルピ変 化を測定するため、 ヘリウムガスの凝縮管入口温度， 出口温度をゲルマ ニウム抵抗温度計で測定している。

リボイラーへの供給電力についても1号実験装置と同様の方法でヒー タ発熱量を算出している。

2.2.3 実験条件

図2 - 7に示すように凝縮管内壁の全長Lにわたって飽和水素ガスま たは飽和窒素ガスが定常状態で凝縮する時の平均凝縮熱伝達率を測定す る。 平均凝縮熱伝達率hは次式で表わされる。

3

ここで、 熱流量Qについては2.2.4， 2.2.6で述べるように、 1号実験 装置ではヒータ熱流量から侵入熱， オルソ ・ パラ変換熱を差し引いた量 を、 2号実験装置ではヒータ熱流量を使用した。 また、 図2 - 7に示す ように温度差(過冷度)企T=宍一九である。 実験では液膜の界面温度Tj を直接測定することは難しいので、 一般には飽和温度えを直接測定する か、 飽和圧力PSを測定して物性データより間接的に飽和温度Tsを算出 し、 Tj=Tsと仮定して!1Tを推定している。 本実験では2.2.1. 2. 2.2で述 べたように測定した飽和圧力およびリボイラー上部で直接測定した飽和 ガス温度の両方から平均凝縮熱伝達率を算出した。 凝縮実験時に測定し た凝縮壁上下方向のばらつきは、 1号実験装置， 2号実験装置いずれも 大部分のデータについて過冷度!1Tの10%以内であったので凝縮壁は定 温壁と仮定した。 従って、 凝縮壁温度Twは測定した2点および3点の算 術平均値を使用した。

2.2.4 実験方法

(a) 1号実験装置

1号実験装置での水素の凝縮実験について以下述べる。 図2 - 1に示 すように凝縮管を真空容器内に取り付け、 真空容器内を高真空にした後、

00 今ん

リボイラー内を充分脱気して水素ガスを内部に封入する。 次に、 G-M 冷凍機を運転し、ヒートステーション部のヒータを調節しながら凝縮管 の温度を約20 K、 輯射シールド板の温度を約40 Kまで冷却する。 凝縮 管の温度を水素の液化温度に保持しながら、高圧ガスボンべから液体窒 素熱交換器を通ったほぼ大気圧の水素を凝縮管内部に徐々に導入する。

凝縮管で熱交換した水素ガスは液化を開始し、 リボイラー内部に液体水 素が生成する。 所定の液面となったら、水素ガスの供給を止め液化を停 止する。 その後、リボイラー内で蒸発した水素ガスが液化しないように 凝縮管の温度を20 K より高く保持したまま、 水素ガス供給管を常温部 のガスメータと接続し、リボイラー内圧力をほぼ大気圧状態に保持して、

液体水素の蒸発ガス量をリボイラーへの侵入熱として計測する。 蒸発ガ ス量が整定した時点で測定した蒸発ガス量をリボイラーへの侵入熱とし て算出する。 侵入熱は水素の場合、0.186 Wであった。

凝縮実験はG-M冷凍機の第二段ステージのヒートステーション部に 取り付けたヒータで凝縮管の温度を約 20 K に調節した後、リボイラー 底部に取り付けたヒータで液体水素を加熱して水素ガスを蒸発させる。

凝縮管内の圧力は上昇し、 その蒸気圧温度に相当する飽和温度で凝縮壁 面に水素が凝縮する。 ヒータの熱流量を一定に保持し、凝縮管圧力， 凝 縮壁温度， リボイラー内水素ガス温度等が定常状態、になった時点で温度，

圧力， ヒータ電流， ヒータ電圧等のデータを測定する。 ヒータ電力およ び実験前に測定した侵入熱から水素の凝縮に必要な熱流量Qと過冷度!1T が得られるので、(2-1)式より水素の平均凝縮熱伝達率が得られる。

窒素の凝縮実験では凝縮管の温度を約77 K、 輔射シールド板の温度 を約80 K に冷却し、 その後の実験方法は水素の場合と同様である。 侵

入熱は窒素の場合、0.229 Wであった。

(b) 2号実験装置

2号実験装置での水素の凝縮実験について以下述べる。 図2- 4に示 すように凝縮管を真空容器内に取り付け、 真空容器内を高真空にした後、

リボイラー内を充分脱気して水素ガスを内部に封入する。 次に、 ヘリウ

ny 今ノ』

ム冷凍機から供給される高圧 ・ 低温のヘリウムガスを真空容器内の液体 ヘリウム槽にて断熱膨張させ、 ヘリウムを液化する。 所定の液面となっ たら、 高圧 ・ 低温のヘリウムガスの温度を約20 K に調節して、 凝縮管 および内側シールド板を冷却する。 凝縮管の温度を水素の液化温度に保 持しながら、 高圧ガスボンべから液体窒素熱交換器， 内側シールド板の 二重管式熱交換器を通って予冷されたほぼ大気圧の水素を凝縮管内部に 徐々に導入する。 凝縮管で熱交換した水素ガスは液化を開始し、 リボイ ラー内部に液体水素が生成する。 所定の液面となったら、 水素ガスの供 給を止め液化を停止する。

初期液留めが完了したら、 凝縮管を密閉状態とする。 凝縮管を冷却す る低温ヘリウムガス温度の調整を液体ヘリウム熱交換器に流れるヘリウ ムガスの流量調整で行ない、 ヘリウムガスの温度， 圧力， 流量等を一定 に保つ。 次に、 リボイラー底部に取り付けたヒータで加熱して水素ガス を蒸発させると、 凝縮管内の圧力は上昇し、 その蒸気圧に相当する飽和 温度で凝縮管に水素が液化する。 ヒータの熱流量を一定に保ち、 凝縮管

圧力， 温度などが一定になったことを確認してデータを取得する。 凝縮 管， リボイラーへの侵入熱， 外部へのヒートリークがなければ、 ヒータ の熱流量が凝縮管での冷却熱流量となり、(2-1)式より水素の平均凝縮熱 伝達率が得られる。

本実験では、 凝縮管， リボイラーへの侵入熱を極力小さくするため内 側シールド板の温度を約20 Kに保持している。 そのため1号実験装置 のように実験前に侵入熱の測定を実施していないが、 凝縮管を冷却する ヘリウムガスの入口， 出口でのエンタルピ差とヘリウムガス流量を測定 することにより、 凝縮管 リボイラーへの侵入熱， 外部へのヒートリー

クが小さいことを確認した。 以下に詳細を述べる。

凝縮管を冷却するヘリウムガスの流量は図2 - 4に示すように、 オリ フィス流量計とタービン流量計(流量範囲0'"'"5 l/min)を使用して測定 した。 従来、 極低温ヘリウムの流量をオリフィス流量計もしくはタービ ン流量計を使用して測定した例は殆んど報告されていない。 本実験で使 用したオリフィスは図2 - 8に示すようにJ ¹ S規格に基づいて製作し、

ハU司J

タービン流量計は図2 - 9に示すFTI社(Flow Technology Inc.)の低 温仕様のタービン流量計を使用した。 極低温， 高真空雰囲気で使用する ため、 流量計の一部改造を行なった。 また、 凝縮試験時のヘリウムガス は寒冷回収のためヘリウム冷凍機に直接戻す必要があり、 常温部での流 量測定はできない。 従って、 極低温で測定したヘリウムガス流量を常温 にて予め較正するため、 図2-4に示すように常温部に乾式ガスメータ (積算型)と配管系を設置している。 図2- 9は常温のガスを使用して 乾式ガスメータにて予めタービン流量計を較正した結果である。 実際に 測定する極低温ヘリウムガスは圧力約13 atm， 温度約20 K であるため、

測定精度に影響を及ぼす密度(ρ与32 kg/m3)， 動粘性係数(ν与7.88 centistokes)がほぼ近い値にて較正を行っている。 図2 - 1 0は凝縮実 験を開始する前に、 ヘリウムガスの圧力， 温度， 流量を凝縮実験とほぼ 同じ条件に設定して、 オリフィス流量計， タービン流量計に流れる極低 温ヘリウムガスの流量を測定し、 常温部で測定した乾式ガスメータと比 較した結果である。 mo， mt， ma はオリフィス流量計， タービン流量計，

乾式ガスメータの流量測定値であり、 横軸はレイノルズ数である。 オリ フィス流量計は乾式ガスメータより低い値を、 タービン流量計は乾式ガ スメータより高い値を示している。 その差は-2.5%�4%である。

次に、 凝縮実験時に測定したヘリウムガスのエンタルピ差と流量から 推定した熱流量差とリボイラーへのヒータ熱流量を比較した結果を図2

- 1 1 に示す。 Qo' Qt はオリフィス流量計， タービン流量計で測定し た熱流量差であり、 Qはヒータ熱流量である。 オリフィス流量計とター ビン流量計から測定した熱流量差は両者共同じ傾向を示している。 ヒー タ熱流量が小さい時はヘリウムガスの熱流量差とヒータ熱流量の差が大 きいが、 オリフィス流量計， タービン流量計から測定した熱流量差が両 者共に同じ傾向を示していることから、 これは凝縮管入口 出口の温度 差が小さいことによる温度計測誤差が原因と考えられる。 例えば、 ヒー タ熱流量1 Wの時、 入口， 出口の温度差は0.05 K， 熱流量2 Wの時、

温度差は0.10 K程度であり、 ゲルマニウム抵抗温度計の精度(+0.01 K) を考えると、 温度計測による誤差と推定される。 また、 ヒータ熱流量が

守、d

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MODEL FTO-N5-

FTI社較正値

{O:標準空気

ム:圧力10 kg/cm2GのN2ガス (乾式ガスメータで較正) ρ= 11. 07 kg/m3

ν=1.64 centistokes x 圧力20 kg/cm2GのN2ガス

(乾式ガスメータで較正) ρ= 22. 13 kg/m3

ν=0. 83 cent i stokes

2 3 4 5 6 7 8 9 10

流量 v(l/min) 図2 - 9 オムニフロ ・ タービン流量計較正結果(常温)

5

ム

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川一肌 丁 一 3 3ぺ 一 『，I

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5103 104

Reynolds Number Re

105

図2 - 1 0 オリフイス流量計， タービン流量計の常温流量計との比較

1.5r Flowmeter

(t)

^(o

(3)

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O ふL

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・Q ''R ，，，‘、 日 w 、、B，，，

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図2-11 Heガス熱流量差とリボイラヒータ熱流量の比較

-34-

大きい時は数%以内でヘリウムガスの熱流量差とよく一致していること を考えると、 ヒータ熱流量がリボイラー内の液体水素に大きなヒートリ ークもなく、 確実に伝達されていると考えられる。

2.2.5 ガスの純度および物性値

実験に使用した水素， 窒素は市販の高圧ガスで、 水素の純度は99.9 7 % 以上、 窒素の純度は 99.99 %以上である。 水素， 窒素， 酸素， ヘリウム の物性値は米国N I S T (旧N B S)より公表されている値を使用した。

(2())� (23)

2.2.6 オルソ ・ パラ変換熱の検討

水素にはオルソ水素(0 - H2)とパラ水素(p - H2)が存在し、 その組 成は温度によって異なる。 例えば、 常温の水素ガスは25 %のパラ水素と

75 %のオルソ水素が平衡状態、であり、 一般にノルマル水素(n - H2)と 呼ばれているが、 大気圧沸点の液体水素は99.8 %パラ水素が平衡状態で ある。 従って、 常温の水素ガスを短時間で液化すると、 25 %パラ液体水 素ができるが、 平衡状態に戻ろうとするため、 75 %のオルソ水素がパラ 水素に変換される。 この時発生するのがオルソ ・ パラ変換熱であり、 実 験中にリボイラー内で発生する変換熱がヒータ熱流量と共に加わること

になる。 以下変換熱流量を推定する。 オルソ ・ パラ濃度変化率は次式で 表わされる。 (24)

dχ 吋

一一= -CX ，(.

dt

一(2-2)

ここで、 tは時間(hr)、 xはオルソ水素濃度、 Cはオルソ ・ パラ反応 速度係数で、 大気圧沸点でC=0.0114 (hr-1)であるo x=0.75 のとき(2-2) 式より1時間に 0.64 %がパラに変換される。 リボイラー内の液体水素の 量を0.8 1とした場合、 発生する変換熱は0.054 Wである。 また、 実験中 にオルソ濃度が減少するの で発生する変換熱も変化する。 オルソ濃度

75 %の液体水素は10 時間後にオルソ濃度69 %に減少し、 この時発生す る変換熱は0.042 Wとなり、 その差は0.0 12 Wである。 水素の凝縮実験

戸、J叶J