粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第1報）

(1)

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の

熱伝達促進に関する研究（第1報）

著者

玉利 ?一, 蔵迫兼志, 加治屋厚廣, 佐藤伸雄

雑誌名

鹿児島大学工学部研究報告

巻

24 ページ

19-43

別言語のタイトル

STUDIES ON THE INCREASE OF HEAT TRANSFER

COEFFICIENTS AS THE STIRRING EFFECT OF BUBBLES

TO LIQUID FROM A ROUGHNESS FLAT HEATING

SURFACES (1st Report)

(2)

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の

熱伝達促進に関する研究（第1報）

著者

玉利 ?一, 蔵迫兼志, 加治屋厚廣, 佐藤伸雄

雑誌名

鹿児島大学工学部研究報告

巻

24 ページ

19-43

別言語のタイトル

STUDIES ON THE INCREASE OF HEAT TRANSFER

COEFFICIENTS AS THE STIRRING EFFECT OF BUBBLES

TO LIQUID FROM A ROUGHNESS FLAT HEATING

SURFACES (1st Report)

(3)

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時

の熱伝達促進に関する研究（第１報）

玉利賢一・蔵迫兼志＊・加治屋厚麿・佐藤伸雄

（受理昭和57年５月３１日）ＳｒＵＤＩＥＳＯＮＴＩ皿ＩＮＣＲＥＡＳＥＯＦＩⅢＡＴＴＲＡＮＳｒＥＲＣＯＥｍＩＣＩＥＮｍＳＡＳｍⅢSTIRRmGEmECTOFBUBBLESTO皿ＱＵＩＤＦＲＯＭＡＲＯＵＧＩⅢVESSFLATImAⅢＮＧＳＵＲＦＡＣＥＳ（1stReport） MasakazumMARI，KenshiKuRAsAKo,AtsuhiroKAJIYAandNobuoSATo TheheattransferfifomtheverticaltwosdifYerentkindsofaroughnessHatheatingsurfacestopure water(HzO）abovelO6pcminspecificresistanceinwhichtheairbubbleswereinjectedthroughone nozzlewithasingleupwardholewasstudiesexperimentally・ Itwasfbundthatallexperimentaldaｔａｃanbecorrelatedbyequation（１）ａｎｄｅｑ.（２）ａｔｔｈｅｆｂｌ‐ lowingheatingsurfacecondition・ Thattestheatingsurfaceswasmadeinuseunderthesurfacesconditionofplatesthatperfbrmed theplasmacoating（atomizweldment）andsothesinterring・ Itisfbundthat,thefbllowinggenerallyrelationfbrmulaholdswithintherangeof9＞3489[ｗ/ｍ２]，鯵10[ｍｍ]．

α()/ａ｡(）oc9-1/3.8.(Z"｡Ｑ･)3‘3ﾉlo･exp(-0.945/５．）……….………･……･………（１）

atthewithintherangeof５＜Ｚ"Ｑｏ＜3０［ﾉVcm3/s]，どα＝55[ｍｍ]．

α()/αo(）oc9-1/3.8.(Z"･Ｑｏ)3.3/'０.exp(-1.185/5b）・…･………･…･…………･………．（２）

atthewithintherangeofl＜Z"･ｇｏ＜５［ﾉVcm3/s]，６６＝42[ｍｍ]・Ｈｅｒｅ６ａ,どbisthesmallestvaluesof5thatkeepsthevaluesofa()/α･(）constantragardlessofthe heatHux．１．はしがき固体壁面からこれに接する液体への熱伝達において液中に気泡が存在する現象は，沸騰現象や気液接触反応をともなう対流現象として機械工学および化学工学などの多くの分野においてしばしば経験されるもので，気泡の挙動の研究')-'4)をはじめとして,気液二相流熱伝達問題'5)''6）をも含めて，今日社会に直結した身近な機器化しつつあるエネルギープラントなど，各種熱交換分担機器部門においての注目事であり，幾多の熱交換機器に対して即解決のための必須問題提起'7)が *元鹿児島大学大学院生矢継ぎ早になされているが，いまなお未解決の点が数多く残されている．筆者の一人はさきに鉛直に支持された長方形平滑平板伝熱面とこれに接する液体との間の熱伝達において，伝熱面前方の液中に上向き単口円形ノズルを用いて，ノズル数Ｚ１個ならびに数個（易＝1∼3）から空気泡を吹き込んで液体かくはんを行なった場合の熱伝達促進の効果について報告した.18)-21）本報告では鉛直に支持された二種類の粗平板伝熱面と純水，空気吹込口（ノズル）数１個（Ｚ‘＝1）の組合せのもとで，粗平板伝熱面表面粗さが気泡による液体かくはん時においていかに熱伝達促進に寄与するか22)-30)について，溶射伝熱面（PlaSmaCOating面）

(4)

Ｈ 2０Ｍ＝ＭＳＯと焼結伝熱面（Sinterring面）を使用し，この各伝達面からの熱伝達において１．粗平板伝熱面から液体への自由対流熱伝達２．粗平板伝熱面から液体への熱伝達におよぼす気泡による液体かくはん時の熱伝達促進効果について実験的に検討したものである．熱面表面温度［｡C]:[K］凧｡８ｓ加熱器の熱損失［Kcal/h]:[Ｗ］鵬ea，加熱器に与えられた正味電力［Kcal/h]:[Ｗ］肌｡‘a，加熱器に与えられた全電力（入力）［Kcal/h]:[Ｗ］ x , Ｘ空間座標，伝熱面高さ［ c ｍ］ｙ空間座標Ｚ空間座標Ｚ，空気吹込口（ノズル）数［個］ α，ａ（）空気吹込み時の平滑平板伝熱面，粗平板伝熱面の平均熱伝達係数［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ α･＝α･Sm｡．平滑平板伝熱面の自由対流平均熱伝達係数．例．aosm｡.＝α･(Sm｡.）［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ α０（）粗平板伝熱面の自由対流平均熱伝達係数．例．面｡(）＝α･(）３。［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ αso＝αSm｡.ＳＣＢ＝50ｍｍの平滑平板伝熱面の場合の平均熱伝達係数例．反５０＝反8m｡､so＝α(Sm｡.)ｓｏ［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ αＢｉｎｔ・ＳＣＢ＝50ｍｍの焼結平板伝熱面の平均熱伝達係数例．train‘､5｡＝α(）ｓｏ＝α(）［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ αａ･ｗｅ１．ＳＣＢ＝50ｍｍの溶射平板伝熱面の平均熱伝達係数例．αa,we1.5｡＝α(）so＝α(）［Kcal/m2hoC]:[Ｗ/m2K］ β 体膨脹係数［1/ｏＣ]:[1/K］ｇ _{空孔率［Iう］} ス _{熱伝導率［Kcal/ｍｈｏＣ]:[Ｗ/ｍＫ］} ソ _{動粘性係数} ［ｍｚ/s］号伝熱面下端幅方向の中央点から空気吹込口（ノズル）中心までの垂直距離［ m m ］５｡,５６α()/ａ｡(）が一定になるどの最小値号

記ａ

液体の温度伝導率［m2/s］伝熱面幅［mｍ］伝熱面積［ｍ２］重力の加速度［ｍ/s2］グラスホフ数Ｇ,庇＝gβＨ３４『ん２［無次元］修正グラスホフ数Ｇ漁＝ＧｒＨ。Ⅳ"｡Ｈ［無次元］伝熱面高さ［m］Ｈ＝200ｍｍ，Ｂ＝50ｍｍの平滑平板伝熱面（MiddleType）を示す．Ｈ＝200ｍｍ，Ｂ＝50ｍｍの粗平板伝熱面（ＭＴ.）を示す．例．Ｍ且.wol.， Mbinc、 SlOPeの指数．例．〃Sm｡.，〃a・wol.，〃81ｎｔ･自由対流熱伝達時の平均ヌセルト数ﾉVI‘｡窟＝征｡。Ｈノス［無次元］プラントル数Ｐ,＝ｿ/α ［無次元］熱流束［Kcal/m2h]:[Ｗ/m2］標準状態に換算した吹込空気量［Ｎｃｍ３/s］温度差４r＝ら−ｒｂ［oC]:[K］液体の代表温度［｡Ｃ]:[K］有効温度２｡＝r,−１/4(r,一ら）［｡Ｃ]:[K］伝熱面表面温度測定表［｡C]:[K］熱伝導による温度降下を考慮した伝

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ＧｒＨ G海鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ）０勾留、￥Ｍ(）〃 ⅣαoＨＰ” ４ｒ rb＝６ r ｅ r ｐ r ｗ

(5)

ｎ．Ｗｅｌ． 2１１．ｔｈｅｒｍｏｓｔａｔｖｅｓｓｅｌ８．ｖｏｌｔｓｌｉｄｅｒ２．ｔｅｓｔｓｅｃｔｉｏｎ９．ａｇｉｔａｔｏｒ３．airinjectionnozzle lO、coledjunction ４．ｃｏｏｌｉｎｇｄｅｖｉｃｅｌｌ、ｐｒｅｃｉｓｉｏｎｄｉｇｊＬｔａｌ５．ｎｅｅｄｌｅｒｅｇｕｌａｔｏｒｍｅｔｅｒ６．ｍｉｎｉｒｏｔａｒｙｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒｌ２・ｗａｔｔｍｅｔｅｒ７．ｍａｎｏｍａｔｅｒｌ３・ｓｌｉｄａｃＦｉｇ、１．Thearrangementofthewholeapparatus． [ｍｍ］Ｓｉｎｔ．（）Ｐ ①

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平滑（Smooth）平板伝熱面を示す．例．Msm｡.,αSm｡.,α(α/α･)Sm｡、溶射(atmizedWeldment)伝熱面を示す．例．征馳.wc,.＝α(）＝α(）5．焼結（Sintering）伝熱面を示す．粗面の場合を示す．例．simiprn､we,．平均値限界値有効値伝熱面高さを代表寸法に選んだ場合の値空気吹込みなしの値（自由対流の場合の値）真の値 SＩ単位表示伝熱面表面の値局所値伝熱面幅がＢ＝50ｍｍである事を示す．

神位

玉利・蔵迫・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第１報）ｒｅｎＩＳＩＷＸＳＯ肩記号＊Ｃｒｌｅ ″ １．ｔｅｓｔｓｅｃｔｉｏｎ（ｈｅａｔｔｒａｎｓＥｅｒｓｕｒＥａｃｅ）２．ｎｉｃｈｒｏｍｅｗ１ｒｅ３．９ｒｏｏｖｅｄｐｌａｔｅｏＥｆｉｒｅ−ｃｌａｙ４．ｍｊＬｃａｐｌａｔｅｓ５．ａｓｂｅｓｔｏｓｐｌａｔｅｓ６．９１ａｓｓ−ｃｏｔｔｏｎ７．ａｉｒ−ｃｈａｍｂｅｒＦｉｇ、２．Theschematicdiagramofthehorizontal sectionoftheheater．０２．実験方法および実験条件実験装置および実験方法は以下に述べる二種類の粗平板伝熱面を有する加熱器を使用し，試験液体に比抵抗が106Ｐ。Cｍ以上の大気圧の純水と空気吹込口（ノズル：ノズルは上向き単一単口円形0.9ｍｍの，さきに報告20）した同一同型のものを使用した)数風＝１に限定した以外はさきの平滑平板伝熱面を使用した報告18),19),20)の通りである．実験装置の全体図をＦｉｇｌ (図１）に示す．この装置を二組準備して，以下に述べる二種類の粗平板伝熱面ごとに，それぞれの加熱器で同一熱流束下で実験研究が行なわれた．伝熱面はさきの平滑平板伝熱面Ｍ型のＳｍｏｏｔｈ面（以下，Msm｡．と略称）と同型の長方形粗平板伝熱面200×50×６ｍｍのプラズマコーテング面：溶射伝熱面（以下,Ｍｈ・we,．と略称）とシンター面：焼結伝熱面（以下，Ｍも,nt．と略称）との二種類を使用し，いずれも液体側伝熱表面＃グラスホフ数だけに用いて，修正グラスホフ数を示す．表面粗さを表わす．Tyler法．［mesh］は粗表面になるように配慮して本実験用の加熱器が作られた．加熱器の横断面図をＦｉｇ２（図２）に示す．試験伝熱面の寸法とその性状を図３に，その表面状態を表１に示す．さらに図４−(a)，に焼結伝熱面粗さの状態顕微鏡o)写真を，図４−(b)，に溶射伝熱面粗さの状態顕微鏡o)写真を例示する．使用粉末成分は溶射伝熱板の場合は電気銅板（99.8％)，板の厚さＰＬ１０ｍｍに純銅粉末-100∼＋250ｍ…（Tyler法）を，［Ａｒ，Ｈｅ,Ｈz,Ｎ２］ガス中でアーク放電させ，電離してプラズマにし5000∼15000.Ｋのプラズマガスジェット温度中に導入して溶融・高速度（最大3000ｍ/s）でコーテングしたもので，溶射粒子は最大600ｍ/ｓに加速されるといわれている．したがってコーテング面を観察するとかなり粒子はつぶされて表面はあばた状を呈

(6)

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−１鹿児島大学工学部研究報侍第２４号（ 1 9 8 2 ）〔平面〕詞ノケ滅双伝離銅版反さ詞'￨更.卓､及び皮而粗さ箪位滅双ＡＢ日 Ⅲ １ ⑭ う４０９６図３伝熱而寸法・測温点およびその性状〔断面〕

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(7)

０．５∼１０ 2３ 2２〔平面〕〔断面〕自由水面ﾉ .'《ず.:．．-ノ (ｍ、）｜Ｉ０．３ｍｍ図４．(b）溶射伝熱面>￨;llさの状態顕微鏡写真（倍率３０倍）１１０．３ｍｍしてい(99.8％)，ＰＬ＝１０ｍｍにこれらの使用粉末が 800.Ｃで焼結され，焼結厚さ0.1∼0.2ｍｍであるが今回のものは)早めに焼結してある関係から２∼３層になっている部分も図４−(a)から判かる．空孔率ｇ＝22％ (Vol．について）であった．本実験に供した二種類の粗伝熱面表面状態を表面粗さ粒度の比較において，溶射伝熱而に比較して焼結伝熱面が4.73倍で，伝熱面実表面積については平滑伝熱而と比較すると溶射伝熱而では1.61倍，焼結伝熱面においては1.75倍であった．Ｆｉｇ５（図５）は伝熱面とノズルの配置および座標軸を示したもので，座標の原点を伝熱而下端で伝熱表１．伝熱面表面状態０．１３４､d/２

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度（mesh）’-32∼＋421-100∼＋250 粒平均粒度（ m e s h ） 3７１７５

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平均粒径．（、）０．３９８０．０８５ (mesh） −３２∼＋４２ −１００∼＋２５０ Tyler 面粗さい、ノ −４９５∼＋３５１ −１４７∼＋６１ JIS（/､､） −５００∼＋３５０ −１４９∼＋６２層厚さ（ｍ、）０．６５０．５横方向粒子数（佃）空孔率Ｅ（％）玉利・蔵辿・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第１報） 5８８．２ 3１４．１５平滑面との比較(実質値)’1.61倍’1.75倍０．６２５る事が図４−(b）から判かる．一方使用粉末成分が Cu：89.14％,Ｓ、：10.6％，Ｐ：0.26％（wt％）で見掛密度は4.76ｇｒ/ｃｃである．焼結銅板の場合は電気f1,1板１１９．９０悼睡＝ Fig.５Thearrangementoftheairinjectioｎｇｌａｓｓｃｏｎｄｕｉｔａｎｄｎｏｚｚｌｅ，／ −８０一一縦方向粒子数（個） 4７９．６２ 2３５２．９ .／ / 〆縦方向長さ（ｍ、） 3１５−３ 1.79倍１．７９×１０．１絶対表面械（ｍｍ２） 1.79倍千二 ’１

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横方向長さ（ｍ、） 7８．５４ 7８．８実際表面積（ｍｍ２）平滑面との比較(絶対値）１．７９×１０４１．６１×１０４１．７５×１０．１

(8)

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鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ）表２．伝熱面の状態と実験条件およびその範囲３．１自由対流時の熱伝達粗伝熱面から液体や空気への自由対流熱伝達の研究3')-33)は数少なく，結果において多少の差異が見うけられる．本実験においては液中に鉛直に支持された一様熱流束の条件下で加熱された溶射伝熱面Ｍ１・wc,．および焼結伝熱面MsInt、の二種類の粗平板伝熱面か

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全空気吹込流量Ｚｎ･ＱｏＮｃｍ３/ｓ伝熱面からノズル中心までの垂直距離どｍ、試験液体比抵抗９．ｃｍノズル１個の吹込空気量ＱｏＮｃｍ３/ｓ

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面積比 (粗/平滑） 3 ．実験結果および考察 , ０面幅方向（Ｚ方向）の中央点にとる，図中の二点鎖線で示した長方形部分が伝熱面に相当することを示す．本実験は空気吹込口（ノズル）数が１個（Ｚ＝1）の場合について実験されたが，ノズルの位置はｘ＝0,ｚ＝０の伝熱面下端表面上を原点に，伝熱面に対して垂直なｙ方向の距離６を，ど＝2.5,5.0,10,20,30,40, 50,60,70ｍｍと色々と変化して，この場合の粗平板固体壁面から純水への対流熱伝達が調べられた．表２に伝熱面の状態と実験条件およびその範囲を示す．実験範囲として：熱流束９は1047≦9≦12677Ｗ/ｍ２で吹込空気量Ｚ･Ｑｏは0.21≦Ｚ･Ｑｏ≦20.75Ｎｃｍ３/ｓの範囲で，また伝熱面からノズル中心までの垂直（ｙ方向）距離§は2.5≦5≦70ｍｍであった．かくして本研究は二種類の粗平板伝熱面：Ｍｌｗｃ,.，Msin‘、にわたって熱流束９，吹込空気量Ｚ･Ｑｏと空気吹込位置６との組合せにおいて実験が行なわれた．なお自由対流熱伝達の実験は空気吹込口等の関連部分を除いて，空気吹込なしの状態で上記同一の装置で行なわれた．０．２１０．９６１．８７９．４４２０．７５０．２１０．９６１．８７９．４４２０．７５ ● ５０００００００５２７６５４３２１１０４７ (900） ’

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０．５ら液体への自由対流熱伝達付録１，付録２について述べる．図６に溶射伝熱面，図７に焼結伝熱面の粗伝熱面表面壁温変化を示す．図において伝熱面表面温度分布は

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の関係が成立し，平滑平板伝熱面Ｍｓｍｏ・の場合と同様の傾向が得られた．また図８はⅣ"｡脚と（G瀦・P,） .P,/(0.8＋Ｐ,）の関係を，さきに報告19),20）した平滑平板伝熱面Msm｡．との比較において示したものであるが，本試験粗平板伝熱面から液体への自由対流熱伝達は，平滑平板伝熱面の次式34）（２）と同様の結果を得た．ノV"｡H＝0.74[G瀦・Ｐ,{Ｐ『/(0.8＋ｐ,)}]'/５．．….(2) 式（２）において実験点はすべて一様熱流束時の１/５乗則に従う事が判った．また図９に自由対流熱伝達における反0(）と９との関係を例示する．Msm｡.；Ｍｕ.wcI.;Mslnt､の各伝熱面から液体への平均熱伝達係数征｡(）は熱流束９との関係において，いずれも〃ｏｃ９１/５ ……(3) の関係を示すことが明示された．検討の結果，さきに報告19),20).21)した平滑平板伝熱面の結果からその平均熱伝達係数面｡(Sm｡.）は次の式（４）

α･(Sm｡.)＝７３．４０９'/５……(4)

で表わされた．また本粗平板伝熱面の実験結果から溶射平板伝熱面に対してその平均熱伝達係数ａ｡(a,we,.）は次に示す式（５） αo(a､we,.)＝７６．０５９１/５……(5) 2８空気２８１Ｈ20 106以上 12677 (10900）０．６５

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玉利・蔵迫・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の

熱伝達促進に関する研究（第１報）国○コＺ叩、００００図６溶射伝熱面の壁温変化０．５，．７１２３４５６８１０２０３０５０７０上 0 ０ｚｕｕＪｕｕ。 u ｕＸｑ=ﾕ0183.20(ＫCal/mzh）０＝28.03（ｏＣＯｑ＝８９９９．０４０００＝2８．００００ △ｑ＝７８７４．５０“｡＝27.９８’‘ ロ守垂６９３１．６０園０＝2７．９０００ ①守電６０９４．８０伽ｅ＝2７．９０Ｇ’ ＋守冨4961.60“Ｏ＝28.00,, ▽手３８６９．７０，，０＝2７．９８，， ◇ＣＦ2972.80“ｅ＝27.98‘ ｅ字２０１１．５００，０＝2８．００， △字１４３６．５００，０＝2８．００‘ 日ｑ＝９５３．７４，，０＝2８．００O Ｇｑ＝７２２．４００００＝2７．９７ＩＤｑ＝４９５．３０，，０＝2８．００’ ー〔‐）２０．ー０８６５４１こりＩ・邑雪や羽︲︽ご型２１４５６８１０２０ＸＩＣｍｌ図７焼結伝熱面の壁温変化２１０＊ crH･【，瞳ｼ(0.8+pｒ

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(10)

結果，平均ヌセルト数ﾉV"｡〃は平滑平板伝熱面Ｍｓｍｏ・に比較して式（２）により一層よい一致を示す事が明示された．この事はさきの図９からも首肯できる．以上の事から自由対流熱伝達におよぼす表面粗さの影響

は極めて小さい事が判明31),32）した．また今の場合，

境界層が層流であるか，乱流であるかを確かめるために藤井らによる，水に対する限界条件：

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ならびに藤井の限界グラスホフ数Ｇ…,ｉに関する実験式36）Ｇ『霧.c『,＝２．１×109Pr-3/５によって検討した．両粗平板伝熱面からの自由対流熱伝達に対して検討の結果Ｐ,､数が， 3.77≦Ｐｒ≦5.55 でこの時，限界グラスホフ数Ｇ'０.cri．は７．５１×１０８≦Gro・cri≦９．４７×１０８であった．この時レイリ数臓は 5.72×1010≦Ｒｵ,o≦1.60×1012

で充分層流の範囲内付録4,付録５にあった．なお液中に

空気を吹き込み液体かくはんを行なった場合に対しての層流条件について次に述べる．今回の二種類の粗平板伝熱面から液体への空気吹込時における全実験データに対して検討の結果，プラントル数Ｐ『は 4.22≦Ｐｒ≦５．７３にあり，この時，限界グラスホフ数は７．３７×108≦ＧｒＨｃ,』.≦8.85×１０８であった．この時レイリ数Ｒｉｆは 7.05×101･≦臓三1.21×101Ｚ鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ） 2６１１６．３２３２．６５８エ . ５１１６３２３２６５８１５ユユ６３０２９３０６９７

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２３２１０２ W/ｍ２６１０ ‐ ２３．４６８ユ０３２３４６８ユ o l O qKcal/ｍ２ｈ図９自由対流熱伝達における平均熱伝達係数と熱流束との関係２

表３．自由対流熱伝達におけるα･(）とｑの関係

４８

＋3.5％ − ＋3.7％ｏ（）＝７６．１２ｑ５

磯一伽亙州

単一平板伝熱面との比較 α0()とｑの関係式ｏ（）＝７３．４０ｑ，０（）＝７６.Ｏ５ｑ５ ● で与えられる．また焼結平板伝熱面からの平均熱伝達係数ａ｡(sin‘.）は次式（６）

αo(sint.)＝76.1291/５……(6)

で得られる．これらの実験結果を表３に示す．表３からこの程度の伝熱面液体側表面粗さの相違に基ずく自由対流熱伝達におよぼす影響は極めて小さい事が判り，きらに平滑平板伝熱面Msm｡.からの平均自由対流熱伝

達係数と比較して，比較的低熱流束領域：267≦に

5815Ｗ/ｍ２において粗平板伝熱面からの平均自由対流熱伝達係数αo(）は３∼４％増の傾向が得られた．本粗伝熱面，Ｍ‘.w｡,.＆MbInt・の丘。と９との精

度を表付録３に示す．しかるにＭｓｍｏ・平滑平板伝熱面

から液体への（Ｈ２０＆C2HsOH）自由対流熱伝達はその無次元整理の結果式（２）の比例定数0.74は実験の結果0.72∼0.74の範囲でまたSparrowらの相似

解37）にほぼ一致成立するから，Ⅳ卿｡Ｈは最大2.7％の

範囲において収まる事が判かる．すなわち液体温度 r6＝28℃一定条件の下で厳密に分析してみると，粗平板伝熱面からの自由対流熱伝達の結果は，二つの粗平板伝熱面：Ｍｎ.w･,.,Ｍｂｉｎ‘・は共にその無次元整理の ● ● ● ｐＭｓｆ刀t、Ｈ＝２００ｍｍ０Ｍα･ＵｅＺ．Ｈ＝２００１m、〃〃 _{Ｂ＝５０ｍｍ，ｔｂ＝２８．Ｃ} Ｂ＝５０ｍｍ，ｔｂ＝２８°Ｃ ●Ｍｓｍｏ．Ｈ＝２００ｍｍ｡Ｂ＝５０ｍｍ”ｔｂ＝２７．９３°Ｃ−２８．３１°ＣＰ、盃_の［犀口似凶FD=ﾛシ8 ＝一エー一百 ’ .−てう戸一罰ｒ

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(11)

23.2 2７

であり，層流条件付録6,付録７を充分満たしている事が

明らかとなった．注）：なお本実験を行なうに当り両粗平板伝熱面を持つ加熱器の熱損失算定のための実験に際して，伝熱面表面が粗表面である関係から伝熱面表面の空孔部分を配慮してこの部分に充填材を流し込む方式をとった．充填材料は検討の結果，流動パラフィン(LiquidPar‐ a缶､)付録８使用して外部流体（ＨｚＯ）と粗表面部分との縁を断ち切るよう配慮して熱損失の測定を行なった．時の平均熱伝達係数α＝ａｓ､｡．と熱流束９との関係をさきの研究'8),19),20）の結果,α/ａｏ−９の関係から吹込空気量が次のＺｈ･Ｑｏ＝１．８７Ｎｃｍ３/s,Ｚｈ。Ｑ･＝20.57 Ncm3/sの場合について図10-(a)，図１０−(b）に例示する．図から反Sm｡・は空気吹込距離５，吹込空気量Ｚ‘･Ｑｏのいかんにかかわらず９と共に増加する傾向を示し，次の関係 αＳｍ｡、ＯＣ９Ｏ･Ｏ７５が得られそのSlopeの指数〃は0.075であった．しかしながら，溶射伝熱面および焼結伝熱面を用いた粗平板伝熱面から液体への熱伝達の結果をαa,we,．と９の関係において図10-1に，何sin‘．とりの関係を図１０−２に例示した．今の場合各伝熱面Ｍｈ､we１．，Ｍsin‘．に対して§＝2.5,10,30ｍｍに限って例示したが５＝5,20ｍｍともに同様の結果が得られた．粗平 3.2空気吹込時の粗平板伝熱面からの平均熱伝達係数α(）と熱流束ｑとの関係平滑平板伝熱面Ｍｓｍｏ・から液体への空気吹き込みＩ、︾︽Ｕヂｂ直︾△⑨皇﹄１△ ︾言や②ａ。。、兵、巳へ﹃ｎＵ露エユ.６羊又● ︻翼︼まいＥ︾﹄多５０６５４３２ｌｘＵ●兵ごＥ、﹃何Ｕ望

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２６３ 壮

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(12)

（ａ） _qKcal/m2h 図10-3(a）αa､we,．と９との関係 2８ _{号（1982）} １板伝熱面の平均熱伝達係数αa､we,.，面sin‘・は吹込空気量Ｚ･Ｑｏが易･Ｑｏ＜9.44Ｎｃｍ３/ｓの範囲では６≦ 30ｍｍの場合，９の増加と共に指数関数的に単調に減少する傾向，すなわち次式例（）ＯＣ９−０．０６３の結果が得られた．一方空気吹込位置§がど≧40ｍｍのごとく比較的大きい場合の征(）と９との関係を図 10-3,図１０−４の（a)・(b）に示す．図において吹込

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空気量がＺ､ｇｏ＜9.44Ｎｃｍ３/ｓで空気吹込位置写が５≧４０ｍｍと大きい範囲では，気泡による液体かく乱の効果はさほど現らわれず，熱流束９の増加と共に単調に増し，熱流束の大きい所で各伝熱面ともに平均熱伝達係数α(）は飽和する傾向を示した．この場合，粗面平板伝熱面Ｍ(）の影響はさほど現らわれず，平滑平板伝熱面Mbm｡．と同様な傾向ａ（）ｏｃ90.07s を示すことが判った．また同図においてＺｈ･ｇｏ≧9.44Ｎｃｍ３/ｓの範囲で６＝40ｍｍでは９の増加と共に平均熱伝達係数反(）の値は減少し，吹込空気流量がさらにＺ･ｇｏ＝20.75Ｎｃｍ３/ｓと増加しても§＝50ｍｍと伝熱面から十分離れた吹込位置でどの小さい2.5≦6＜40ｍｍと同様な傾向を示すことが判った．このことから吹込空気量が多くなればなるほど伝熱面から空気吹込口ノズル中心までの距離５の大きい範囲まで気泡の液体かく乱による影響が及ぶことが判った．すなわち § のいかんにかかわらず,また吹込空気流量にかかわらず図'0-,，図,０−２および図10-3,図１０−４の（a)，(b）から以下の関係ａ（）ｏｃ９-0.063 が成立することが判かつた．このことを半理論的に求めると次のようになる．ここに自由対流の場合の平均熱伝達係数を丘｡()，空気吹込時の粗平板伝熱面からの平均熱伝達係数をα(）とすると

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(13)

玉利・蔵迫・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第１報） 2９

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を得る．したがって反(）は熱流束９の増加にともなって一様に減少する傾向を示すことが明らかになった．その勾配は-0.063で溶射伝熱面，焼結伝熱面ともに同様な結果が得られた．３．３平均熱伝達係数比α(）/ａ｡(）と熱流束ｑの関係図１１にα()/何｡(）と熱流束９との関係を溶射伝熱面Ｍｈ,we,、焼結伝熱面Mbin‘・の二種類の伝熱面について例示した．α(）は気泡による液体かくはん時の粗平板伝熱面における平均熱伝達係数で，図１１は粗平板伝熱面，Ｍｈ.w｡,．とMsin6・を使用して伝熱面前方の空気吹込位置 § を変化した場合の熱伝達係数比 α(）/面｡(）を吹込空気量Ｚ,。＠・をパラメーターとして，熱流束９との関係で例示したものである．図中に平滑平板伝熱面Msm｡、の値を破線で並記したが粗平板伝熱面Ｍ(）との比較において反()/征｡(）の傾向は熱流束９と共に減少し，ある熱流束以上で飽和するのは平滑平板伝熱面，粗平板伝熱面共に同様であるが，その減少の傾向は平滑平板伝熱面の場合と異なる．（１）空気吹込位置６が比較的大きい５０≦6≦７０ｍｍの場合を図１１の（a)，(b)，(c)，（f）に例示する．図１１（a）にMsint．とＭｈ.w｡,．の空気吹込位置５＝ 70ｍｍの場合を，また図１１（b）に５＝60ｍｍの結果を例示した．図１１（c）および（f）にさ＝50ｍｍの位置で空気を吹き込んだ場合のＭ孔.ｗｅ１．およびＭＳＩ､‘・の各伝熱面における実験結果を例示した．図１１（d)， (g）は空気吹込位置６が，５＝30ｍｍと比較的に小さくなった場合のＭｈ・we,．と肌in６．の両粗平板伝熱面における実験結果の例示であり，図１１（e)，（h）はさらに§が，ど＝10ｍｍと粗平板伝熱面に接近した場合の実験結果を示した．また図１１（i)，（j）はちの極く小さい2.5≦6≦５ｍｍの範囲における実験結果を例示した．以上の結果から空気吹込位置ｆが大きい５０≦ §≦70ｍｍの範囲をとれば吹込空気量Ｚ‘･ｇｏが４．４４ ≦Ｚ,。ｇｏ≦20.75Ｎｃｍ３/ｓにおいて，熱流束９のいかんにかかわらず，一方比較的どの小さい範囲である１０≦を≦30ｍｍの範囲をとれば，さらにどが５ｍｍ， 2.5ｍｍと極めて小さくなった2.5≦ど≦５ｍｍの範囲においても，熱流束９が９三3489Ｗ/ｍ２ならば，これらの傾向は変らず，吹込空気量Ｚ"･Ｑｏのいかんにかかわらず次式

α(）/ａ｡(）｡c９−'/3．８……(8)

の関係が得られることが判かつた．平滑平板伝熱面と粗平板伝熱面との結果をその SlOPeの指数〃の面から考察すると，〃Sm｡.＝−１/８であったのに対して，本実験での両粗平板伝熱面の場合においては〃仏.we,.＝"Sin‘.＝−１/3.8＞−１/８と平滑伝熱面に比較してそのslope〃は大きく単調に減少する．この傾向はぐが比較的大きい範囲５０筆 ≦70ｍｍでも変らない．以上のことは伝熱面表面状態の粗滑の差異が吹込空気量Ｚ‘･Ｑｏ，空気吹込位置６，熱流束９との組合せによって総合結果として得られたもので，これは平滑伝熱面の場合に比較して伝熱面近傍（境界層内粘性層におよぶ）の摩擦応力（勇断応力）frectionstressorshearingstressの熱伝達におよぼす大きさの度合の差異による結果と考えられる．但し実験結果はＭｎ.w｡,.，MSint．との比較においてはこの程度の表面状態の相違では９＝1861Ｗ/ｍ２を除いて大きな差異は認められなかった．（２）吹込空気量が0.21≦Ｚｈ・Ｑｏ≦1.87＜4.44 Ｎｃｍ３/ｓの範囲をとれば図１１において空気吹込位置どの大きい４０≦ど≦70ｍｍの範囲で熱流束９のいかんにかかわらず平滑平板伝熱面の場合のslope，〃Sm｡.＝−１/8＝"a.w･I.＝"Sint．の如く同一傾向

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の関係が得られた．これは§が伝熱面からを≧８０ｍｍと離れる時，気泡による液体かくはん時の熱伝達におよぼす影響，上記のfrectionstressorshea‐ ringstressの大きさの度合が粗伝熱面では，９，風･＠｡，どの組合せにおいて丁度平滑平板伝熱面Ｍｓｍｏ、から液体への熱伝達時の摩擦力（酋断応力）の影響の大きさの度合に相当するものと考えられる．（３）空気吹込位置どが2.5≦6≦40ｍｍの小さい範囲について述べる．空気吹込位置５が40,30ｍｍと伝熱面に接近すれば図１１（d)，（９）のごとくＺ‘･ｇｏ＝20.75Ｎｃｍ３/ｓの場合，そのslopeは大きくなり〃a､we1.＝"Slnt.＝−１/1.4の傾向を示す．どのこの範囲では熱流束９と§の減少と共にα(）/αo(）の値は急激に増加の傾向を示すことが分かる．さらに‘＝２０ｍｍと伝熱面に空気吹込位置６が接近すれば〃a,we,.＝"sint.＝−１/1.02 の如くそのslopeはさらに大きい値を示し，反()/α･(）の値も増大する．図１１（d)，(9)，（e)，（h)，（i)，（j）に

(14)

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鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ）

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２０．６ l 0 p ２３４６８ユ 0 ’ ２ｘｌＯ３（ｊ）qKca1/m2h 図１１反()/ａ｡(）と９との関係（j）征(）/征｡(）ｏｃ９” の関係においてそのslopeの指数〃は大きく 0.72≦〃a・ｗｃ,.≦〃sin＄.≦−１．６３の傾向図11(e)，（h)，（i)，（j）を得た．この範囲においては平滑平板伝熱面に比べてある熱流束以下でかなりの大きいｔｗｏが９，Ｚｈ｡Ｑ０，６の組合せにて得られることが判かつた・以上の傾向は溶射伝熱面Ｍ１､we,.焼結伝熱面Msln‘．ともに同傾向であった．

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２３．４平均熱伝達係数比α/α・と吹込空気量Ｚ"･＠・の関係図１２（a)，（b)，（c)，（d）は図１１から同一熱流束９におけるα(）/α･(）とＺ,｡ｇｏの関係を整理し，代表的な熱流束９について示したものである．９が比較的大きい3489Ｗ/ｍ２以上であればＺ,｡Ｑ･≧5.0Ｎｃｍ３/ｓの範囲では熱伝達係数比茂/α･は空気吹込位置どの変化に関係なく，また伝熱面のこの程度の表面粗さの相違においては関係なく，この例では図１２（a)，（b)， (c)，（d）に熱流束９が９＝3490∼9300Ｗ/ｍ２の範囲を示したが，９が９＝11630Ｗ/ｍｚと大きくなっても同一の法則に従がうと考えてよい傾向を得た．したがって熱流束９が3489≦9≦11630Ｗ/ｍｚの範囲で吹込空気量がｚ,。＠｡≧5.0Ｎｃｍ３/ｓをとれば2.5＜6＜３０ｍｍの範囲では玉利・蔵迫・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第１報）１０

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１０ 3２２０ α()/ａ｡(）｡C(Ｚ。Ｑ･)０．３３と考えてよい傾向を得た．３．５気泡吹込位置§の影響について図１３（a)，（b)，(c)，（d）は溶射伝熱面ＭＬ・we,．と焼結伝熱面Ｍ息in､の各場合と平滑平板伝熱面Msm｡．との比較において熱伝達係数比α/ａ。と空気吹込位置６との関係を例示したものである．図１３（a）は平均熱伝達係数比α/虎。と空気吹込位置どの関係を熱流束 9＝4650Ｗ/ｍｚ一定で，吹込空気量をＺ･Ｑｏ＝1,5, 10,20Ｎｃｍ３/ｓにそろえてパラメーターとして気泡のかくはん効果をＭｈ､we,.,MSinC．およびMbm｡．の各伝熱面について示したものである．図１３（b）は９が 3720Ｗ/ｍ２と3100Ｗ/ｍ２の場合を例示したものであり（a）の場合と同様に粗平板伝熱面の場合が平滑平４０旧害︾胆ＮｃｍＵ／ａＺｎ・ＱＱ【a）１０。 Ⅲ ｎ︾８Ｐｂ４勺上一︾●旧琵固９．

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一遍に、一応２ 10ＣＯＺｎ･OOIWcmU/巳板伝熱面より熱伝達係数比において倍以上良好な結果が得られている．また図１３（c）および（d）において，α()/α･(）と§の関係を検討する時，熱流束９が 1860Ｗ/ｍｚと低熱流束で，吹込空気量Ｚ･ｇｏが比較的多いＺ･Ｑｏ＝20.75Ｎｃｍ３/ｓにおいては，空気吹込位置§が小さい範囲では，６＝10ｍｍ,５＝５ｍｍと伝熱面に次第に発泡点が接近すると平均熱伝達係数比 "()/面｡(）は増加傾向を示すことが判明した．すなわ０８６１﹃︾虜、︽眉

４２

１００，０Ｚｎ･ＱＯＮｃｍａ／ａＣユザ００鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ）。 3０図１２反()/ａ。５０とⅡ､、ａ１１１胃一１０ . Ｚ０．４０．６０．８ｍ。Ｚ４６８ユ O B ２０４０図１３(a）征()/反ｏとぐとの関係０８６５４１︽︾⑨旧遥厄･４ｕｏｑｕ . 。』 u ▽ ２４６８１０Ｐ２０Ｚ８６５４ ZnoQONcmVB とＺ"･Ｑｏとの関係 ● ‐ ｑＪ . やｕ･ロＬｕ．ｚ４６８ユ 0 ０２０

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︽葛旧書目︵活己書︾。 0 玉利・蔵迫・加治屋・佐藤：粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第１報）１０ちこの例では，Ｍ↓・we１．において反()/"･(）＝27.70, Ｍsin‘．においてα()/反o(）＝27.00といづれも大きな値を示している．このことはもはや通常考えられる勇断応力と熱伝達係数のReynoldsAnalogyが成り立たない領域に現象が移行したことを意味するものと考えられる。もし，はく離Howseparation37)：break ａｗａｙ側に現象が移行しているものと考えれば，上述のα()/ａ｡(）は容易に実現可能となろう．すなわち，境界層に接する主流が圧力差によって加速されたり，減速されたりするのと同様に伝熱面の表面状態すなわち平滑面であるか，或いは粗面であるかの差異によってやはり加速されたり，減速されたりするものと考えられる．すなわち境界層内の流れも又伝熱面表面状態の影響をうけ，前者は平滑平板伝熱面の平滑平板表面ＥＩｍｎ（ｂ） )/ａ｡(）と６との関係図１３(b）ａ５０〔ｍ、０ 3００１０２０１４Ｃ図１３(C）α()/α･(）と§との関係が整流板の作用側に働らき，境界層内のすべての流体粒子は流れ方向にｓｍｏｏｔｈに流動し，伝熱面表面に沿う境界層内のすべての流れは気泡と共に主流と同方向に流れる．後者は粗平板伝熱面の粗粒表面のために気泡吹込時といえども主流は前者のごとくは流れない，主流は粗粒表面のための多少のbreakingactionによって多少減速されるものと考えられるが，それ以上にこの粗粒表面を含む境界層内の流体粒子の速度はより減速され，ことに1860Ｗ/ｍ２と熱流束が比較的小さい境界層が薄く，充分でない場合においては粗伝熱面表面近傍ではついに流体粒子は粗面にかかえ込まれ，ｉｆ４画．１

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ユ６ 3４５倍程度大きいことが判明した．図１３において６が小さくなるほどＺ･Ｑｏが多ければ多いほどα/α･は各伝熱面：Ｍｈ.w･１．Ｍ§in‘．共に熱伝達促進の傾向で次第に大きな値を示すことは平滑伝熱面Ｍｓｍｏ、の場合'8)''，)'20)と同様であるが，表４における平均熱伝達係数比の比較において，Ｚ"･ｇｏ＝20.75Ｎｃｍ３/ｓで s＝１０ｍｍを除けば。（α/ａ｡)Sm｡.＜(反/ａ｡)a,we,.＜(α/α､)slnt．の傾向があることが明らかとなった．上記（◎印）の理由はｆ＝10ｍｍにおいては焼結伝熱面Msin‘・表面と液体界面の粘性層との親和性が粒度の大きい分だけ，また空孔率が大きい分だけＭ回.we１．面より上まわるものと考えられ，（α/ａ｡)a､we,､之(α/α･)sｉｎ‘・の様に大小関係が逆になる．この傾向は９が小さければ小さいほど明確となる．ここで注目すべきは伝熱面表面の粗粒子が特別に大きく，かつ散在されぬ限り，すなわち表面粗さが伝熱面全面に一様分布であれば多少の粗粒表面状態の相違による熱伝達におよぼす影響はさほど判然と現われ難い．表面の粗粒度が小さくとも上記図・表において熱流束が９が９＝1860Ｗ/ｍ２となる低熱流束域では気泡の液体かく乱の影響は大きく現われることが判かつた．この低熱流束域においては伝熱面表面がわずかながら粗でありさえすれば熱伝達におよぼす気泡かく乱の効果は破格的に増大することが上記理由により首肯できる．また図１４（a)，（b)，（c)， (d）に総吹込空気量が一定の場合のα()/面｡(）とどの変化を熱流束９が3490,3720,6500,9300Ｗ/ｍ２の各場合について例示した．図においてα()/ａ｡(）はＳの変化と共に指数関数的に変化することが判かつた．本実験では熱流束９がある大きさ以上，すなわちｑ之 3489Ｗ/ｍ２では総吹込空気量Ｚ･Ｑｏが一定ならば図１４から吹込空気量が５≦Ｚ･＠｡＜３０の範囲において α()/ａ｡(）OCe-QO17s また１≦Zh･ｇｏ＜５Ｎｃｍ３/ｓの範囲では反()/ａ｡(）ＯＣｅ-0.028s と考えてよい傾向が得られた．以上の結果により本実験において９≧3489 Ｗ/ｍ２５≧10ｍｍの範囲をとれば，総吹込空気量易･ｇｏが５≦Ｚ･ｇｏ＜３０の一定範囲において反()/αo(）oc9･･263．(Ｚ･Ｑｏ)o･33.exp(-0.946/§｡） ……(9) 1≦Ｚ･Ｑｏ＜５Ｎｃｍ３/ｓの範囲において α()/αo(）｡ｃ９0.263.(Ｚ,．＠｡)0.33.exp(-1.186/6b） ……(10） 2８ 2６２４一一１３２２芦 − １．２０ l８鹿児島大学工学部研究報告第２４号（ 1 9 8 2 ）１０１４１２図１３(d）流れが停止するか，流れ方向が逆向きに変えられてしまう．かくして粗平板伝熱面と主流との間に減速された流体が蓄積された状態で，主流（今の場合においては気ほう流）が伝熱面にごく接近する§＝10ｍｍ，５ｍｍにおいては主流と壁面近傍の間で逆流が急速に広がってゆく，反面主流は同時に伝熱面表面からbreak awayし伝熱面の反対方向に押しのけられていくものと考えられる，以上の考察により上述の現象は充分首肯できる．また上記同熱流束，空気吹込位置の時，空気吹込を行なった場合の平滑平板伝熱面との比較を行なってみると，表４においてＭ血.we,．で平均熱伝達係数比は反()so/αso＝4.79,またMsin‘、において α()so/αso＝4.77倍と平滑平板伝熱面Ｍｂｍｏ・より約

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粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の熱伝達促進に関する研究（第1報）

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の

熱伝達促進に関する研究（第1報）

著者

玉利 ?一, 蔵迫 兼志, 加治屋 厚廣, 佐藤 伸雄

雑誌名

鹿児島大学工学部研究報告

巻

24

ページ

19-43

別言語のタイトル

STUDIES ON THE INCREASE OF HEAT TRANSFER

COEFFICIENTS AS THE STIRRING EFFECT OF BUBBLES

TO LIQUID FROM A ROUGHNESS FLAT HEATING

SURFACES (1st Report)

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時の

熱伝達促進に関する研究（第1報）

著者

玉利 ?一, 蔵迫 兼志, 加治屋 厚廣, 佐藤 伸雄

雑誌名

鹿児島大学工学部研究報告

巻

24

ページ

19-43

別言語のタイトル

STUDIES ON THE INCREASE OF HEAT TRANSFER

COEFFICIENTS AS THE STIRRING EFFECT OF BUBBLES

TO LIQUID FROM A ROUGHNESS FLAT HEATING

SURFACES (1st Report)

粗平板伝熱面から液体への気泡の液体かくはん時

の熱伝達促進に関する研究（第１報）

玉利賢一・蔵迫兼志＊・加治屋厚麿・佐藤伸雄

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