(Microsoft Word - 01_\222\206\211\252\220\205\216Y\221\345\217C\220\ doc)
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- ああす ゆのもと
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1 プレート式凝縮器式凝縮器の凝縮熱伝達係数整理方法凝縮熱伝達係数整理方法の比較 作動流体が HFC-14a の場合 *1, *2, 中岡勉西田哲也一瀬純弥池上康之 Comparison of methods of date arrangement for the heat transfer coefficient of condensation of the plate type condenser HFC-14a as working fluid *2 * Tsutomu NAKAOKA *4, Tetsuya NISHIDA, Junya ICHINOSE and Yasuyuki IKEGAMI *4 National Fisheries University Nagatahon-machi Simonoseki-City,Yamaguchi 79-69,Japan The present paper describes comparison of methods of date arrangement for the heat transfer coefficient of the plate type condenser. HFC-14a is used as working fluid. The plate number of this plate type condenser is 28 plates, and the total heat transfer area is 2.66 m 2. Heat transfer coefficient of condensation are obtained for methods of data arrangement of the region of saturation in heat transfer area of the plate in case of case a) and the whole length of heat transfer area of the plate in case of case b). In case of case a),the overall heat transfer coefficient of plate type condenser is about 220 ~ 00 (W/m 2 K) when the velocity of the cold water is 0.18 ~ 0.41 m/s. The heat transfer coefficient of condensation compared with the result of the commercial plate the condenser. Key Words : Plate type condenser, Condensation, Heat transfer coefficient, HFC-14a 1. 緒言 現在 原油価格の高騰や CO 2 濃度上昇による地球温暖化 酸性雨 特定フロンによるオゾン層の破壊など 化石燃料の使用は さまざまな社会問題を招いている そのために こうした問題の解決が急務となっている また ヒートポンプシステム 冷凍システムの冷媒には HCFC22 と HCFC02 が主に使用されている しかし これらの冷媒は 地球温暖化係数やオゾン破壊係数が高いために その使用は 2020 年で使用禁止になることが決定されている そこで HCFC-22 と HCFC-02 の代替冷媒として フロン系の HFC 冷媒や自然冷媒が候補に挙がっている また 現在 ヒートポンプシステムに用いる熱交換器には 多管円筒型を用いた満液式の熱交換器が多く研究されている しかし HFC 系の代替 *1 水産大学校水産学研究科 (79-69 下関市永田本町 2-7-1). *2 水産大学校海洋機械工学科 (79-69 下関市永田本町 2-7-1). * 佐賀大学海洋エネルギー研究センター ( 佐賀県佐賀市本庄町 1 冷媒は 地球温暖化係数が零ではないので 冷媒の 1 冷凍トンあたりの使用量を極力少なくすることが重要な課題となっている この問題を解決する一つの方法としてプレ - ト式熱交換器を用いたヒートポンプシステムが注目されている プレート式熱交換器は 複雑な流路を冷媒が通るため 乱流効果により少流量でも高い伝熱性能が得られる また 冷媒と熱源側の流体を向流に流すことが出来るため 終端温度差を最大限に利用できる プレート式熱交換器は 多管式熱交換器と比べると 重量で 2~0% 据付スペースで 40~0% 冷媒充填量で 40~0% も削減できる 1) このように 他の熱交換器に対する優位性や伝熱性能などが 多くの研究者らによって検討されてきた 2-7) 池上ら 8) は ヒートポンプの凝縮器と蒸発器にプレート式熱交換器 冷媒にアンモニアを使用した地中熱ヒートポンプについて 性能解析を行っ
2 ている しかし アンモニアは可燃性や毒性を有するため 住宅 オフィスビル 医療機関などでは十分な普及に至っていない 一方 システムの経済性を高めるためには プレート式熱交換器の製造コストの削減も重要である この場合 安価な材料や容易な加工技術 伝熱性能の高い材料の利用などから 7 / 黄銅などが有力な候補として挙げられる しかし この場合 アンモニア冷媒は 腐食の問題から利用できない そこで 著者らは 代替フロン冷媒の中で地球温暖化係数が小さく 大気中寿命が短い HFC-14a 9) に注目した また 代替フロン冷媒を用いたプレート式熱交換器の研究は Yan ら 10) Jokar ら 11) よって行われているのみである 以上のことから 実機での設計に反映しうる凝縮熱伝達係数を見積もるための研究は十分ではない また プレート式熱交換器の性能は 蒸気の状態について大きく変わってくるが 蒸気の状態を考えて領域を考慮した性能は十分明らかにされていない そこで 本研究は プレート式熱交換器の性能を 蒸気の状態が過熱 飽和 過冷却を含んだ蒸気の状態を領域毎に分けた場合と熱交換器の熱源 凝縮側の入口 出口の状態で整理した場合について比較検討を行い その整理方法について評価する 本研究は ヒートポンプシステムの冷媒として HFC-14a を用い プレート式熱交換器には 従来用いられている液 液式熱交換器を用いたヒー トポンプシステムについて 熱源側の熱伝達係数 冷媒側の凝縮熱伝達係数の測定の実験を行った また 従来の実験結果との比較を行った 2. 実験装置およびおよび実験方法 * 2.1 実験装置図 1 に 実験装置のフロー線図を示す 実験装置の主な構成機器は 圧縮機 セパレータ プレート式凝縮器 レシーバータンク ドライヤー 液 -ガス熱交換器 膨張弁 プレート式蒸発器からなる また 熱源側の構成機器は 冷凍機 冷却水タンク 冷却水循環ポンプ ボイラー 温水 -ブライン熱交換器 ブラインタンク ブライン循環ポンプからなる 図 2 は, 実験装置の写真を示す また 図 は プレート式凝縮器と蒸発器まわりの写真を示す 冷媒の HFC-14a は 圧縮機で圧縮されて蒸気になった後 オイルセパレータで蒸気中に混入した潤滑油が取り除かれる この蒸気は 凝縮器へ送られ重力方向下向きに流れ あらかじめ冷凍機で冷やされた冷却水と熱交換を行い凝縮する その後 レシーバータンク ドライヤー 液 -ガス熱交換器を通り 膨張弁に入る 液体は ブラインと熱交換し 蒸発して圧縮機に戻る なお ブラインは温水ボイラーによって加熱される 実験データの測定箇所は ヒートポンプシステムと熱源の圧力 温度 流量 圧縮機の回転数 Heat Source Fig. 1 Flow chart of experimental apparatus
3 トルクである 各測定機器の形式 精度は以下の通りである 圧力測定は ヒートポンプシステム側では 歪みゲージ式圧力変換器 ((PGS-10KA, 圧力 :9.8x10 Pa 用 精度 :±0.% 以内 ) (PGS-0KA 圧力 :4.9x10 Pa 用 精度 :±0.% 以内 )) で行った 温度は ステンレス製サーミスタ (JPt 100Ω(JIS-C ) 精度 : ±0.1 ) を用いて測定し ヒートポンプシステム側で 8 箇所 熱源側では 4 箇所で行った 流量は 電磁流量計 ( 精度 :±0.% 以内 ) を用いて作動流体流量 冷却水流量 ブライン流量を計測した 以上の各測定値は データロガー (UCAM-10B) で集録し 温度は抵抗 - 電圧変換器を介し プログラマブルペンレコーダ (HR-24) で集録し GP-IB インターフェースを通してパーソナルコンピュータで処理を行った 2.2 プレート式凝縮器式凝縮器の寸法寸法およびおよびプレートプレート伝熱面図 4 は 実験に使用したプレート式凝縮器の寸法を示す プレート式凝縮器は 長さが 617mm 幅が 192mm 奥行きが 14mm のプレート式熱交換器である 図 (a)(b) は, プレート伝熱面の写真を示す 図 (a) は冷媒側 (b) は冷却水側の伝熱面である プレート伝熱面の溝の形状は ヘリンボーンとなっている 表 1 は プレート式凝縮器の仕様を示す プレート伝熱面の有効長さ l は 1mm プレート伝熱面の有効幅 w は 179mm プレートの厚さ t は 0.4mm プレートの間隔 δ( 最小 ~ 最大 ) は 2.mm~.0mm 波形の深さ h は 2.mm 波形のピッチ p は 8.8mm 波形の傾斜角度 βは流れの方向に対して 60 である 有効なプレート枚数は 28 枚 有効な総伝熱面積は 2.66m 2 プレート材質 λ W は SUS16 である 相当直径 D eq は,2 δ( = 2 x 2.mm) を使用した 2.* 実験方法およびおよび条件実験は 熱源側の冷却水循環ポンプ 冷水ポンプ 冷凍機 温水ボイラーの順に作動させたのち ヒートポンプシステムを運転する はじめに 冷却水循環ポンプ ブライン循環ポンプの運転が開始する その後 圧縮機が運転され 膨張弁が開いてヒートポンプシステムの運転が開始する 冷却水入口温度とブライン入口温度の設定は ヒートポンプシステムの制御盤の温度設定器で行った 実験データの測定は 冷却水入口温度とブライン入口 および各所の定常状態を確認後 に行った Table 1 Length of plate (effective) l [mm] 617 (1) Width of plate (effective) w [mm] 192 (179) Thickness of plate t [mm] 0.4 Clearance of plate δ [mm] 2.(min),.0(max) Depth of fluted h [mm] 2. Pitch of fluted p [mm] 8.8 Angle of fluted β [ ] 60 Number of plate (effective) [-] 0 (28) Heat Transfer area of plate (effective) Fig. 2 Fig. A [m 2 ] 2.8 (2.66) Thermal conductivity λ W [W/m K] 1. Equivalent diameter D eq [mm] 2δ( = 2 x 2.mm) Plate type evaporator Expansion valve Plate type evaporator Expansion valve Dimension of plate type condenser Photograph of experimental apparatus Plate type condenser Plate type condenser Compressor Photograph of plate type condenser and evaporator
![Mass flow rate of cold water m CC [kg/s] 1.2~2.](/docs-images/94/118412131/images/4-2.jpg "8 Condenser プレート式凝縮器の熱伝達係数の整理は (a),(b) の 2 つの整理について行った (a) の整理の場合 (case a)) は")
4 表 2 は 実験条件を示す 冷媒は HFC-14a を使用した 冷却水入口温度は 21.2~1.0 冷媒入口温度は 44.8~4. 冷却水流量は 1.2~2.8kg/s の範囲で行った. 実験結果およびおよび考察 Table 2 Experimental conditions Inlet Temperature of cold water T CI [ ] 21.2~1.0 Inlet Temperature of working fluid T CRI [ ] 44.8~4. Mass flow rate of cold water m CC [kg/s] 1.2~2.8 Condenser プレート式凝縮器の熱伝達係数の整理は (a),(b) の 2 つの整理について行った (a) の整理の場合 (case a)) は 図 6 (a) に示すように プレートの領域を つに分けて行った また 図 6 (b) に示すように (b) の整理の場合 (case b)) は プレート全体の領域について行った Inlet (Refrigerant) Outlet (Cooling Water) プレート式凝縮器式凝縮器の領域領域について 1. case a) 図 6 (a) (b) は プレート式凝縮器の伝熱面での温度変化と冷媒の状態を示す 図 6 (a) の場合 蒸気は プレート式熱交換器に過熱蒸気で入り 飽和蒸気となる その後 過冷却の状態となっていると考えられる ここでは この過熱 飽和 過冷の つの領域 (Region 1, 2, ) を考えて整理を行った 図 6 (a) より つの領域は プレート式凝縮器において過熱領域が使う伝熱面積 2と過冷領域が使う伝熱面積 4を除き 飽和領域の伝熱面積の伝熱面積 6 を見積もらなければならない 冷媒が単相であるため 2と4の熱伝達係数には式 () を用い それに対する熱源側の領域 1と の熱伝達係数にも式 () を用いた そして 過熱領域の占める伝熱面積と過冷領域の占める伝熱面積を求め プレート式凝縮器全体の伝熱面積からこの値を引いたものを飽和領域 6とした また それに対する冷却水側の領域 の伝熱面積を考えた 図 7 は 図 6 (a) より求めた プレート式凝縮器のプレート伝熱面の長さに対する過熱蒸気 (Region 1) 飽和蒸気 (Region 2) 過冷却の領域 (Region ) の長さの割合を示す 縦軸は プレート伝熱面の長さ l C に対する それぞれの領域のプレート伝熱面の長さの割合である 横軸は それぞれの領域の入口 出口温度の平均温度を示す 図 7 より 過熱蒸気領域の場合 平均温度が約 ~4 の範囲で 全体のプレート伝熱面の長さの約 % の割合となる また 飽和領域の場合 領域の入口 出口の平均温度が高くなると 領域全体のプレート伝熱面の長さの割合が減少する 平均温度が約 2 ~6 の範囲で約 60~0% となる 過冷領域の場合 平均温度が高くなると 全体のプレート伝熱面の長さ Fig. 4 Outlet (Refrigerant) Fig. Inlet (Cooling Water) Dimension of the plate type condenser (a) Refrigerant side Heat transfer surface of the plate の割合が増加する 平均温度が約 2~4 の範囲で約 ~20% となる 2. case b) 図 6 (b) の場合 蒸気は プレート式熱交換器に過熱蒸気で入り 飽和蒸気となる その後 過冷却の状態となっていると考えられる しかし ここでは 熱交換器の性能は プレート全体の領域で性能が決まると考えて プレート全体の領域で整理を行った 以上 プレート式凝縮器の場合 過熱蒸気 過冷却の領域の割合が小さく 飽和蒸気の領域の割合が大きいほど プレート式凝縮器の性能が向上すると考えられる 14 (b) Cooling water side
5 Refrigerant e T CRI T CO d Refrigerant T CRI (P CRI ) c (T CRD ) T CO b l1 Region 1 Q CR1 f T CRD 2 1 T CO2 c Q CC1 lc l l2 Region 2 Region Q CR2 Q CR T CRB g h 6 4 Heat Transfer Area T CI2 Q CC2 b Q CC Q CC a lc Q CR d Heat Transfer Area Q CC Q CC a T CRO T CI Cooling Water T CRO T CI Cooling Water (a) case a) (b) case b) Fig. 6 Temperature profile and region of working fluid in plate 実際 プレート式熱交換器を使用した場合 プレート式凝縮器入口の状態が 過熱蒸気で入り 出口の状態は 過冷却となっている そのために プレート式凝縮器の伝熱性能は悪くなっていると考えられる.2* 熱通過係数の比較 1. case a) ここでは プレート式凝縮器の熱通過係数 U C2 は 次式より求める U C2 = Q CC2 / (A C2 ΔT mc2 ) * * * (1) ここで Q CC2 はプレート式凝縮器の飽和領域の冷却水側の交換熱量 A C2 は飽和領域のプレート式凝縮器の伝熱面積 ΔT mc2 は次式に示す対数平均温度差である T mc2 {( T = { l n( T CRD CRD - T - T CO2 )-(T CO2 CRB ) /( T - TCI2) } - T )} CRB CI2 (2) ここで T CRD,T CRB は冷媒の入口圧力から求めた沸点 露点温度 T CI2,T CO2 は飽和領域の冷却水の入口 出口温度である l 1 / l C x 100 (%) HFC-14a Region 1 ( superheating ) T CRI ( ) : 44.8 ~ 4. l 2 / l C x 100 (%) HFC-14a Region 2 ( saturating ) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. l / l C x 100 (%) HFC-14a Region ( supercooling ) T CRB ( ) : 24. ~. T CRO ( ) : 22. ~ T CR1m ( ) T CR2m ( ) T CRm ( ) (a) Region 1 (superheating) (b) Region 2 (saturation) (c) Region (supercooling) Fig. 7 Ratio of length of region of working fluid to length of plate (case a))
6 2. case b) ここでは プレート式凝縮器の熱通過係数 U C は 次式より求める U C = Q CC / (A C ΔT mc ) * () ここで Q CC はプレート式凝縮器の冷却水側の交換熱量 A C はプレート式凝縮器の総伝熱面積 ΔT mc は次式に示す対数平均温度差である T mc = {T ( - T )-( T - T )} CRD CO2 CRO CI2 {ln( TCRD - TCO2) /( TCRO- TCI2} ) (4) ここで T CRD は冷媒の入口圧力から求めた飽和温度 T CRO は冷媒の出口温度 T CI T CO は冷却水の入口 出口温度である また HFC-14a の熱力学的物性値の算出には REFPROP 12) を用いた 図 8 (a) (b) は 熱通過係数と冷却水流速の関係を示す (a) は case a) (b) は case b) の場合である 図 8 (a) よりわかるように 冷却水流速が速くなると 熱通過係数は大きくなる また 同じ冷却水流速の場合 対数平均温度差が小さい方が 熱通過係数は大きくなる 冷却水流速が 0.18 ~ 0.41 m/s の範囲で 熱通過係数は約 220 ~ 00 W/(m 2 K) となる 図 8 (b) より分かるように 冷却水流速が速くなると 熱通過係数は大きくなる これは case a) と同様である また 同じ冷却水流速の場合 対数平均温度差が小さい方が 熱通過係数は大きくなる 冷却水 流速が 0.18 ~ 0.41 m/s の範囲で 熱通過係数は約 2000 ~ 00 W/(m 2 K) となる 以上 case a) b) を比較すると case b) の場合は case a) と比べると 熱通過係数は約 10% 小さくなる.* 冷却水側の熱伝達係数本研究では ウィルソン プロット法を用いてプレート式凝縮器の冷却水側の熱伝達係数を求めた 図 9 は, ウィルソン プロット法を用いて冷却水側 -0.8 の熱伝達係数を見積もるために 1 / U C2 と v CC の関係を示したものである 図中の 印 (q CR2 = 1.4 ~ 1.49 x 10 4 W / m 2 ) の場合 傾き a は 0.97 x 10-4 となる 相当直径 各物性値 ( 代表温度 : 27.9 ) を代入すると 次式を得た ここで Nu CC = Re CC 0.8 Pr CC 1/ * () Nu CC = h CC (D eq ) CC /λ CC (6) Re CC = v CC (D eq ) CC /ν CC (7) Pr CC = c PCC μ CC /λ CC (8) また 図中の 印 (q CR2 =1.1 ~ 1.8x10 4 W / m 2 ) の 場合も 傾き a は同様となった U C2 (W / (m 2 K)) x HFC-14a ΔT mc2 (K) : 2.6~.0 ΔT mc2 (K) :.~.8 ΔT mc2 (K) :.8~ v CC (m/s) U C (W / (m 2 K)) x HFC-14a ΔT mc (K) : 1.~1.9 ΔT mc (K) : 2.0~2. ΔT mc (K) : 2.7~ v CC (m/s) Fig. 8 (a) case a) (b) case b) Overall heat transfer coefficient and the velocity of the cold water
7 .4 凝縮熱伝達係数の比較 1. case a) ここでは プレート式凝縮器の凝縮熱伝達係数は 飽和蒸気の領域について整理を行った 凝縮熱伝達係数は 次式より求める 1 / h CR2 = 1 / U C2 - ( 1 / h CC + t /λ W ) (9) ここで U C2 は式 (1) から求められる熱通過係数 h CC は式 () より求められる冷却水側の熱伝達係数である t はプレート伝熱面の厚さ λ W はプレート式伝熱面の熱伝導率である 2. case b) ここでは プレート全体の領域で整理した 凝縮熱伝達係数は 次式より求める 1 / h CR = 1 / U C - ( 1 / h CC + t /λ W ) (10) ここで U C は式 () から求められる熱通過係数 h CC は式 () より求められる冷却水側の熱伝達係数である t はプレート伝熱面の厚さ λ W はプレート式伝熱面の熱伝導率である.4.1* 熱流束と過熱度過熱度の比較図 10 (a) (b) は 熱流束と過熱度の関係を示す ここで (a) は case a) (b) は case b) の場合である case a) の場合 横軸の過熱度 ΔT satc2 は 飽和領域の冷媒の平均温度 T CR2m ( = (T CRD + T CRB ) / 2.0) と冷媒側 1/U C2 (m 2 K / W) Fig x HFC-14a q CR2 (W/m 2 ) : 1.4~1.49x10 4 q CR2 (W/m 2 ) : 1.1~1.8x v CC -0.8 ((m / s) -0.8 ) Heat Transfer coefficient of cold water side の壁面温度 T CRW2 の差 (T CR2m - T CRW2 ) である case b) の場合 ΔT satc ( = (T CRm + T CRW )) である T CRm は 冷媒入口 出口の温度の平均温度 (T CRD + T CRB ) / 2.0) T CRW は冷却側の壁面温度である 図 10 a) 中の 印は飽和蒸気の領域の冷媒の対数平均温度差 ΔT mc2 が それぞれ ΔT mc2 = 2.6 ~.0 K ΔT mc2 =. ~.8 K ΔT mc2 =.8 ~ 4.1 K の場合である また 図 10 b) 中の 印は対数平均温度差である 図 10 (a) よりわかるように 対数平均温度差 ΔT mc2 が小さくなると 熱流束 q CR は大きくなる これより 熱通過係数も大きくなると考えられる 図 10 (b) よりわかるように 対数平均温度差 ΔT mc が小さくなると 熱流束 q CR は大きくなる これより 熱通過係数も大きくなると考えられる これは case a) の場合と同様である 以上 case a) b) を比較すると case a) の場合は case b) より熱流束は約 0% 大きくなる この原因は case a) の場合の方が熱伝達係数が大きくなっているためと考えられる.4.2* 凝縮熱伝達係数と熱流束熱流束の比較図 11 (a) (b) は 凝縮熱伝達係数と熱流束の関係を示す (a) は case a) (b) は case b) の場合である 図 11 (a) よりわかるように 同じ凝縮熱伝達係数の場合 熱流束が大きくなると 対数平均温度差 ΔT mc2 が小さくなる これは 冷媒側の過熱度 ΔT satc2 が小さくなると考えられる 図 11 (b) よりわかるように 同じ凝縮熱伝達係数の場合 熱流束が大きくなると 対数平均温度差 ΔT mc が小さくなる これは case a) と同様に 冷媒側の過熱度 ΔT satc が小さくなると考えられる 以上 case a) b) を比較すると 熱伝達係数は case a) の方が約 20% 大きくなる.4.* 凝縮熱伝達係数と過熱度過熱度の比較図 12 (a) (b) は 凝縮熱伝達係数と過熱度の関係を示す (a) は case a) (b) は case b) の場合である 図 12 (a) よりわかるように, 過熱度 ΔT satc2 が大きくなると, 凝縮熱伝達係数 h CR は小さくなる また, 同じ過熱度 ΔT satc2 の場合, 熱伝達係数は, 対数平均温度差 ΔT mc2 が小さい方が大きくなる 図 12 (b) よりわかるように, 過熱度 ΔT satc が大きくなると, 凝縮熱伝達係数 h CR は小さくなる また, 同じ過熱度 ΔT satc の場合, 熱伝達係数は, 対数平均温度差 ΔT mc が小さい方が大きくなる これは case a) と
8 Region 2 (saturation) HFC-14a T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRO ( ) : 22. ~ 2.0 q CR2 (W / m 2 ) 104 T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. q CR (W / m 2 ) 10 4 ΔT mc (K) : 1.~1.9 ΔT mc (K) : 2.0~2. ΔT mc (K) : 2.7~.0 ΔT mc2 (K) : 2.6~.0 ΔT mc2 (K) :.~.8 ΔT mc2 (K) :.8~ ΔT satc2 (K) ΔT satc (K) (a) case a) (b) case b) Fig. 10 Heat flux versus degree of superheat h CR2 (W / (m 2 K)) 104 Region 2 (saturation) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. ΔT mc2 (K) : 2.6~.0 ΔT mc2 (K) :.~.8 ΔT mc2 (K) :.8~4.1 h CR (W / (m 2 K)) 104 HFC-14a T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRO ( ) : 22. ~ 2.0 ΔT mc (K) : 1.~1.9 ΔT mc (K) : 2.0~2. ΔT mc (K) : 2.7~ q CR2 (W / m 2 ) q CR (W / m 2 ) (a) case a) (b) case b) Fig. 11 Heat transfer coefficient of condensation versus heat flux h CR2 (W / (m 2 K)) Fig. 12 ΔT m C2 (K) : 2.6~.0 ΔT m C2 (K) :.~.8 ΔT m C2 (K) :.8~4.1 Region 2 (saturation) 10 0 ΔT satc2 (K) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. h CR (W / (m 2 K)) T HFC-14a CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRO ( ) : 22. ~ ΔT satc (K) (a) case a) (b) case b) Heat transfer coefficient of condensation versus degree of superheat 104 ΔT mc (K) : 1.~1.9 ΔT mc (K) : 2.0~2. ΔT mc (K) : 2.7~.0
9 同様である.* 従来の経験式経験式とのとの比較凝縮熱伝達係数は, プレートの形状, 温度, 蒸気流速などによって大きく異なる 実際の熱交換器の設計に使用するためには 凝縮熱伝達係数を無次元化することが必要である 上原ら 2) は, 蒸気流速が小さい場合, 凝縮熱伝達係数は, 蒸気のレイノルズ数に影響を受けないことを明らかにしている この範囲は Re l <x10 6 であり, この場合は体積力対流と見なすことができる 本実験の蒸気のレイノルズ数は,Re l <x10 であるので, 本実験の凝縮は体積力対流凝縮と見なすことができる また 上原ら 2) は, フルーテッド面上でのヌセルト数 Nu l は, グラスホフ数 Gr l, プラントル数 Pr L, 顕潜熱比 H, ボンド数 Bo, フルートのピッチ p, フルートの深さ h, プレート伝熱面の長さ l の関数で表されることを示している 波形フルーテッド面上の凝縮熱伝達係数の経験式を提案している 次式に示す Nu l = 1.77Bo *-0.1 (Gr l Pr L / H) 1/4 (11) ****Bo * >4.0x10 - ここで, Nu l = h CR l C /λ CRL (12) Bo * =Bo(p/l C )(p/h)* (1) の場合 プレート伝熱面の飽和領域の長さ case b) の場合 プレート伝熱面の全体の長さを使用した 式 (17) 中の過熱度は 前節の.4.1 で示した それぞれ case a) b) での値を使用した 図 1 は, 従来の経験式の比較を示す 縦軸に Nu l / Bo *-0.1, 横軸に Gr l Pr L / H をとって整理したものである 図中の 印は case a) b) の場合を示す 図 1 よりわかるように, 実験値は, 波形フルーテッド面の経験式 (11) と傾向が異なる これは, 本研究で用いたプレート伝熱面の形状が, フルートやドレンネッジが施されてなく, ヘリンボーンの形状であるためと考えられる また, 前述したように, プレート式凝縮器の凝縮熱伝達係数の整理の違いによるものと考えられる そのために 上原らの波形フルーテッド面上での経験式 (11) とは異なる 図 1 より, 次に示す近似式を得た case a) の場合 : Nu l = 1.6 x 10-8 Bo *-0.1 (Gr l Pr L / H) 0.8 * (18) case b) の場合 : 1.9x10 1 <(Gr l Pr L /H)<1.2x10 16 Nu l =.16 x 10-9 Bo *-0.1 (Gr l Pr L / H) 0.8 (19) 1.8x10 16 <(Gr l Pr L /H)<.8x10 16 Bo= gρ CRL p 2 /σ (14) Gr l = (g l C /ν CRL2 ) (ρ CRL ρ CRV /ρ CRL ) (1) 10 6 HFC-14a : case a ) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. : case b ) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRO ( ) : 22. ~ 2.0 Pr L = c PCRL μ CRL /λ CRL (16) H = c PCRL ΔT satc / L (17) 本実験で用いたプレート形状は, ヘリンボーンである そのため, プレートの形状を考慮した式 (11) を用い, 実験結果との比較を行った なお, 本実験データの修正ボンド数は,Bo * = 10.7~16.9 であるので 式 (11) の適用範囲である なお, 式 (1) において, フルートのピッチ p に波形のピッチ, 深さ h に波形の深さを適用した 式 (12)~(17) 中のプレート伝熱面の長さは case a) Nu l /Bo* -0.1 (-) Gr l Pr L / H (-) Fig. 1 Eq. (18) Eq. (11) Nu l / Bo *-0.1 vs. Gr l Pr L / H Eq. (19)
10 case a) の場合 冷媒の沸点温度 T CRD は 2.2~6.1 露点温度 T CRB は 24.~. 冷却水入口温度 T CI2 は 21.2~1.0 冷却水出口温度 T CO2 は 22.4~. の 範囲である また case b) の場合 冷媒の沸点温度 T CRD は 2.2~6.1 冷却水入口温度 T CI は 21.2~ 1.0 冷却水出口温度 T CO は 22.6~.6 の範囲で ある 以上より case a) b) の場合を比較すると 縦軸の Nu l / Bo *-0.1 の値はあまり変わらない 横軸の Gr l Pr L / H の値は a) の場合より case b) の場合が大きくなっている これは プレート伝熱面の長さが関係しているため 凝縮量が違っているものと考えられる.6* 近似式と実験値実験値とのとの比較図 14 は case a) の場合 縦軸に式 (1) より求めた熱通過係数をとり 横軸は 冷却水側の熱伝達係数に式 () 凝縮熱伝達係数に式 (18) を用いて求めた熱通過係数をとる case b) の場合 縦軸に式 () より求めた熱通過係数をとり 横軸は冷却水側の熱伝達係数に式 () 凝縮熱伝達係数に式 (19) を用いて求めた熱通過係数をとったものを示す 図 14 より,U Cexp と U Ccal は, 約 ±1% のよい相関となる 以上のことから, 本実験で求めた冷却水側の熱伝達係数 凝縮熱伝達係数の式 () (18) (19) は, 熱源温度や流量等にかかわらず, 冷却水側の熱伝達係数, 凝縮熱伝達係数および熱通過係数を精度良く見積もることが出来る U Cexp (W / (m 2 K)) Fig HFC-14a : case a ) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. T CI2 ( ) : 21.2 ~ 1.0 T CO2 ( ) : 22.4 ~. +1% -1% : case b ) T CRD ( ) : 2.2 ~ 6.1 T CRB ( ) : 24. ~. T CI ( ) : 21.2 ~ 1.0 T CO ( ) : 22.6 ~ U Ccal (W / (m 2 K)) Comparison between calculation value and experimental value 4. 結論本研究は, ヒートポンプシステムの冷媒として HFC- 14a を用い, プレート式熱交換器には, 従来用いられている液 液式熱交換器を用いたヒートポンプシステムについて, 熱源側の熱伝達係数, 冷媒側の凝縮熱伝達係数の測定の実験を行った ここでは, プレート式熱交換器の性能を 蒸気の状態が過熱 飽和 過冷却を含んだ状態の場合と熱交換器の熱源 凝縮側の入口 出口の状態で整理した場合について検討を行った また 従来の実験結果との比較を行った 以下の結果を得た (1) case a) の場合 冷却水流速が速くなると 熱通過係数は大きくなる また 同じ冷却水流速の場合 対数平均温度差が小さい方が 熱通過係数は大きくなる 冷却水流速が 0.18 ~ 0.41 m/s の範囲で 熱通過係数は約 220 ~ 00 W/(m 2 K) となった case b) の場合 冷却水流速が 0.18~0.41m/s の範囲で 熱通過係数は約 2000 ~ 00 W/(m 2 K) となった case b) の場合は case a) と比べると 熱通過係数は約 10% 小さくなった (2) プレート式凝縮器の冷却水側の熱伝達係数は 式 () を得た () case a) b) の場合 対数平均温度差が小さくなると 熱流束は大きくなった case a) の場合は case b) より 熱流束は約 0% 大きくなった この原因は case a) の場合の方が熱伝達係数が大きくなるためと考えられる (4) case a) b) の場合 同じ凝縮熱伝達係数の場合 熱流束が大きくなると 対数平均温度差が小さくなった これは 冷媒側の過熱度が小さくなると考えられる case a) b) を比較すると 熱伝達係数は case a) の方が約 20% 大きくなった () プレート式凝縮器の凝縮熱伝達係数は,case a) の場合 式 (18) case b) の場合 式 (19) を得た (6) case a) b) の場合 実験より得られた熱通過係 数 U Cexp と近似式より得られる熱通過係数 U Cexp は, 約 ±1% のよい相関となった 以上 凝縮熱伝達係数整理方法により 熱通過係 数には 約 10% の差がある また 凝縮熱伝達係 数は約 20% の差がある そのために プレート式 凝縮器の設計の際に伝熱面積を見積もり場合に は このことを考える必要がある
11 参 * 考 * 文 * 献 1) 中谷清裕 : プレート式熱交換器, 冷凍, (199-6), pp. 646~649 2) 上原春男, 中岡 * 勉, 中島昌二 : プレート式凝縮器に関する研究 ( 第 2 報フルーテッド面上での凝縮熱伝達 ), 冷凍,8 8-67(198),pp. 1017~ 1026 ) 中岡 * 勉, 上原春男 : 海洋温度差発電用プレート式凝縮器の性能試験, 日本冷凍協会論文集, -2(1986), pp. 11~18 4) 中岡 * 勉, 上原春男 : 海洋温度差発電用プレート式蒸発器の性能試験, 日本冷凍協会論文集, -2(1986), pp. 2~6 ) C. B. Panchel, D. L. Hills and A. Thomas: Convective Boiling of Ammonia and Freon 22 in Plate Heat Exchangers, Proc. ASME-JASME Thermal Engineering Joint Conf. in Hawaii, 2(198), pp. 261~268 6) A. Muley and R. M. Manglik:Experimental Study of Turbulent Flow Heat Transfer and Pressure Drop in a Plate Heat Exchanger with Chevron Plates, Trans. ASME, J. Heat Transfer, (1999),pp. 110~117 7) W. W. Focke,J. Zachariades and I. Oliver: The Effect of the Corrugation Inclination Angle on the Thermohydraulic Performance of Plate Heat Exchangers, J. Heat Mass Transfer, 28-8(198), pp. 1469~1479 8) 池上康之, 荒川英孝, 川野智広, 上原春男 : ヒートポンプを用いた地中熱利用システムの性能解析に関する研究, 空気調和 衛生工学会論文集, 100(200-7), pp. 1~8 9) ( 社 ) 日本冷凍協会冷凍空調便覧刊行委員会 : 冷凍空調便覧, 新版 第 版 1(199), pp. 8~168, ( 社 ) 日本冷凍協会 10) Y. Yan, H. Lio and T. Lin:Condensation Heat Transfer and Pressure Drop of Refrigerant R-14a in a Plate Heat Exchanger, J. Heat and Mass Transfer, (1999), pp. 99~ ) A. Jokar, S. J. Eckels, M. H. Hosni and T. P. Gielda : Condensation Heat Transfer and Pressure Drop of Brazed Plate Heat Exchangers Using Refrigerant R-14a, J. Enhanced Heat Transfer. 11-2, (2004), p. 161~182 12) J. Sauerwein and Newman M. O. Mclinden:REFPROP Ver. 6, National Institute of Standards and Technology, 1 (1998)
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1 1 1.1 (Darcy) v(cm/s) (1.1) v = ki (1.1) v k i 1.1 h ( )L i = h/l 1.1 t 1 h(cm) (t 2 t 1 ) 1.1 A Q(cm 3 /s) 2 1 1.1 Q = va = kia (1.2) 1.2 ( ) 2 ( 1.2) 1.2(a) (1.2) k = Q/iA = Q L/h A (1.3) 1.2(b) t
HEATEX HEATEX
ブランド日本上陸開始 IR to IR PLTE HET EXCHNGE 空気/空気熱回収機器のパイオニア プレート式顕熱交換器メーカー /SWEDEN SPECILIST アルミ又はステンレス製プレート式熱交換器 空気/空気用専用に最適化したプレート形状採用 圧力損失過多によるにサイズが必要以上にサイズアップ コストアップしてしまう問題を 形状 ピッチで改善 固定式 カセット式など多様に応用が可能なためヒートポンプ用熱源としても
Microsoft PowerPoint - Š’Š¬“H−w†i…„…C…m…‰…Y’fl†j.ppt
乱流とは? 不規則運動であり, 速度の時空間的な変化が複雑であり, 個々の測定結果にはまったく再現性がなく, 偶然の値である. 渦運動 3 次元流れ 非定常流 乱流は確率過程 (Stochastic Process) である. 乱流工学 1 レイノルズの実験 UD = = ν 慣性力粘性力 乱流工学 F レイノルズ数 U L / U 3 = mα = ρl = ρ 慣性力 L U u U A = µ
<4D F736F F F696E74202D2091E6328FCD E9F8CB392E88FED944D936093B1298D758B F E291E892C789C1292E B8CDD8
第 章一次元定常熱伝導 伝熱工学の基礎 : 伝熱の基本要素 フーリエの法則 ニュートンの冷却則 次元定常熱伝導 : 熱伝導率 熱通過率 熱伝導方程式 次元定常熱伝導 : ラプラスの方程式 数値解析の基礎 非定常熱伝導 : 非定常熱伝導方程式 ラプラス変換 フーリエ数とビオ数 対流熱伝達の基礎 : 熱伝達率 速度境界層と温度境界層 層流境界層と乱流境界層 境界層厚さ 混合平均温度 強制対流熱伝達 :
最高峰から さらなる省エネの世界へ Efficio シリーズは 当社が長年培ってきた 省エネ技術を更に進化させています 定格効率 期間効率 システム効率 その 3 つで世界ナンバーワンの頂を極めたエフィシオ No.1 時代とともに進展する低炭素社会を見据えて 技術のKawasakiが総力をあげて開発した 次世代に向けた新型吸収冷温水機です エフィシオに込められたメッセージは 未来社会のために 効率よく
第６２巻 第１号 平成２４年４月／石こうを用いた木材ペレット
Bulletin of Japan Association for Fire Science and Engineering Vol. 62. No. 1 (2012) Development of Two-Dimensional Simple Simulation Model and Evaluation of Discharge Ability for Water Discharge of Firefighting
Natural Convection Heat Transfer in a Horizontal Porous Enclosure with High Porosity Yasuaki SHIINA*4, Kota ISHIKAWA and Makoto HISHIDA Nuclear Applie
Natural Convection Heat Transfer in a Horizontal Porous Enclosure with High Porosity Yasuaki SHIINA*4, Kota ISHIKAWA and Makoto HISHIDA Nuclear Applied Heat Technology Division, Japan Atomic Energy Agency,
渡辺(2309)_渡辺(2309)
[ 29 p. 241-247 (2011)] ** *** ** ** Development of a nickel-based filler metal containing a small amount of silicon by WATANABE Takehiko, WAKATSUKI Ken, YANAGISAWA Atsusi and SASAKI Tomohiro Authors tried
Microsoft PowerPoint - 熱力学Ⅱ2FreeEnergy2012HP.ppt [互換モード]
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熱力学 Ⅱ 第 章自由エネルギー システム情報工学研究科 構造エネルギー工学専攻 金子暁子 問題 ( 解答 ). 熱量 Q をある系に与えたところ, 系の体積は膨張し, 温度は上昇した. () 熱量 Q は何に変化したか. () またこのとき系の体積がV よりV に変化した.( 圧力は変化無し.) 内部エネルギーはどのように表されるか. また, このときのp-V 線図を示しなさい.. 不可逆過程の例を
1.3 (heat transfer with phase change) (phase change) (evaporation) (boiling) (condensation) (melting) (solidification) 1.4 (thermal radiation) 4 2. 1
CAE ( 6 ) 1 1. (heat transfer) 4 1.1 (heat conduction) 1.2 (convective heat transfer) (convection) (natural convection) (free convection) (forced convection) 1 1.3 (heat transfer with phase change) (phase
(Microsoft Word - \224M\203R\203\223\203\214\203|\201[\203g\212\256\220\254.doc)
第 5 回八光熱の実験コンテスト 太陽光で水を冷やそう! チーム名 : エネルギーと動力研究室代表者名 : 吉田千廣所属先 : 滋賀県立大学工学部機械システム工学科エネルギーと動力研究室 目次 1 まえがき 1.1 背景 1 1.2 実験目的 2 2 実験装置および実験方法 2.1 ペルチェ素子の冷却性能確認試験 3 2.2 ゼーベック素子の性能確認試験 4 2.3 ゼーベック ペルチェ両素子を用いた冷水製造実験
01盤用熱対策機器_coolcabi.indd
盤用 クーラ 標準タイプ 側面取付型 標準タイプ 天井取付型 ノンドレン タイプ ボトムフロー タイプ オプション AIRCON 屋外盤用 クーラ 電子 冷却器 水冷 熱交換器 FAN 空冷 熱交換器 標準タイプ 盤内側面取付型 標準タイプ 盤外側面取付型 CEマーキング 適合品 水冷熱交換器 S E R I E S アクアキャビ 工場内冷却水を 有効利用 低コスト 省エネルギー 省メンテナンスの熱対策
CP-V 真空用ドレン回収ポンプ 型式選定チャート ( 流入水頭 1m 時 ) 低揚程タイプ < 最大揚程約 14m> 高揚程タイプ < 最大揚程約 20m> 1. 実際には流入水頭 対象装置 運転条件などにより決定されます 詳細はお問い合わせください 吸引ドレン量 ( 流入水頭 1m 以外の数値に
CP-V 真空用ドレン回収ポンプ 公共建築工事標準仕様書適合品 特長 安定した真空 ( 循環水温に相当する飽和圧力 ) でドレンを吸引 温度コントロールされている熱交換器で滞留したドレンが原因のウォーターハンマーや腐食を防止 フラッシュ蒸気を含むドレンの安定回収 シングル ダブルポンプともに 1 台のポンプでエゼクター駆動とドレン圧送を行う省電力 コンパクト設計 ダブルポンプは 2 台のポンプが交互に自動運転し
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中性子イメージング専門研究会 2013 年 12 月 3 日 エタノール 活性炭系吸着器の吸脱着過程の可視化 村田健太, 浅野等, 齊藤泰司 * 神戸大学大学院工学研究科京都大学原子炉実験所 * 研究背景 近年, エネルギー問題が深刻となっている 地球温暖化 化石燃料の枯渇そこで, エネルギーの有効利用が求められている. コージェネレーションシステムでは排熱の利用促進によるエネルギー利用効率の向上が求められている
平常時火災における消火栓の放水能力に関する研究
Discharge Ability of Hydrant to Ordinary Fire Yoshiro Namba *1,Kenjiro Yasuno *2,Yoshiteru Murosaki *3,Akihiko Hokugo *4, Masahiro Fujiwara *5, Akihiro Kasuya *6,Hideo Matsuoka* 7 * 1 Department of Architecture,
D 液 日団協技術資料 D 液 地上設置式横型バルク貯槽等の発生能力 1. 制定目的 バルク貯槽又はバルク容器 ( 以下 バルク貯槽等という ) を設置し 自然気化によってLP ガスを消費しようとする場合 需要家の消費量に対して十分な量のLPガスを供給すること
日団協技術資料 地上設置式横型バルク貯槽等の発生能力 1. 制定目的 バルク貯槽又はバルク容器 ( 以下 バルク貯槽等という ) を設置し 自然気化によってLP ガスを消費しようとする場合 需要家の消費量に対して十分な量のLPガスを供給することのできるバルク貯槽等の大きさを必要とするが バルク貯槽等の設置状況 ( 外気温等 ) 需要家の消費パターン ( 連続消費時間等 ) 及びLPガス供給側のバルク運用状況
CONTENTS GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 7000 Series GT5000 Series GT5000 Series GT5000 Series GT5 055 G AC400V
charpter0.PDF
Kutateladze Zuber C 0 C 1 r eq q CHF A v /A w A v /A w q CHF [1] [2] q CHF A v /A w [3] [4] A v : A w : A : g : H fg : Q : q : q CHF : T : T 1 : T 2 : T 3 : c 100 T 4 : c 100 T b : T sat : T w : t : V
Xamﾃｽﾄ作成用ﾃﾝﾌﾟﾚｰﾄ
気体の性質 1 1990 年度本試験化学第 2 問 問 1 次の問い (a b) に答えよ a 一定質量の理想気体の温度を T 1 [K] または T 2 [K] に保ったまま, 圧力 P を変える このときの気体の体積 V[L] と圧力 P[atm] との関係を表すグラフとして, 最も適当なものを, 次の1~6のうちから一つ選べ ただし,T 1 >T 2 とする b 理想気体 1mol がある 圧力を
1 熱, 蒸気及びボイラーの概要 問 10 伝熱についての記述として, 誤っているものは次のうちどれか (1) 金属棒の一端を熱したとき, 熱が棒内を通り他端に伝わる現象を熱伝導という (2) 液体又は気体が固体壁に接触して流れ, 固体壁との間で熱が移動する現象を熱伝達又は対流熱伝達という (3)
1 熱, 蒸気及びボイラーの概要 問 10 伝熱についての記述として, 誤っているものは次のうちどれか (1) 金属棒の一端を熱したとき, 熱が棒内を通り他端に伝わる現象を熱伝導という (2) 液体又は気体が固体壁に接触して流れ, 固体壁との間で熱が移動する現象を熱伝達又は対流熱伝達という (3) 熱伝達率は固体表面の状態, 流れの状態, 温度が一定ならば, 流体の種類に関係なく一定である (4)
Fig. 1 Experimental apparatus.
Effects of Concentration of Surfactant Solutions on Drag-Reducing Turbulent Boundary Layer In this study, the influence of a drag-reducing surfactant on the turbulent boundary layer was extensively investigated
2017 年度冬版 L2-Tech 水準表 ( 素案 )
2017 年度冬版 水準表 ( 素案 ) 2017 年度冬版 水準表 (2017 年 12 月 ) 本水準表の作成にあたっては カタログ等 企業が広く公表している資料及び Web ページを中心に情報を収集し 当該技術に専門的知見を有する有識者からもご意見をいただきながら 科学技術的 客観的観点から情報を整理しています 本水準表は 2017 年 10 月までに収集した情報をもとに作成したものであり 今後も情報収集を継続するとともに
COMSOL Multiphysics®Ver.5.3 パイプ流れイントロダクション
COMSOL Multiphysics Ver.5.3 専門モジュールイントロダクション パイプ流れモジュール パイプネットワークの輸送現象と音響特性をモデ ル化するソフトウェア 製品説明 https://www.comsol.jp/pipe-flow-module 計測エンジニアリングシステム株式会社 東京都千代田区内神田 1-9-5 井門内神田ビル 5F 2018 1.22 COMSOL Multiphysics
A Precise Calculation Method of the Gradient Operator in Numerical Computation with the MPS Tsunakiyo IRIBE and Eizo NAKAZA A highly precise numerical
A Precise Calculation Method of the Gradient Operator in Numerical Computation with the MPS Tsunakiyo IRIBE and Eizo NAKAZA A highly precise numerical calculation method of the gradient as a differential
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反応工学 Reacio Egieerig 講義時間 場所 : 火曜 限 8- 木曜 限 S- 担当 : 山村 補講 /3 木 限 S- ジメチルエーテルの気相熱分解 CH 3 O CH 4 H CO 設計仕様 処理量 v =4.8 m 3 /h 原料は DME のみ 777K 反応率 =.95 まで熱分解 管型反応器の体積 V[m 3 ] を決定せよ ただし反応速度式反応速度定数 ラボ実験は自由に行ってよい
製品取付穴 4 φ12.5 290 82 147 15 サービススペース 天 井 100mm以上 585 555 340 64 28 蒸発器 電気品箱 運 転 あげる 運転 ドレンパン ストレーナ ドライヤ リモコンスイッチ 庫内温度 冷 蔵 庫 側 面 図 コード5m リモコンスイッチに付属 382 ドレンパイプ φ25od 注 サービススペースは100mm以上 庫外 凝縮器吸込空気 温度の限界は
Qfuel, ベースラインエネルギー使用量 GJ/ 年 Qheat, 事業実施後使用熱量 GJ/ 年 事業実施前のボイラーのエネルギー消費効率 4 % Fheat, ΔTheat, 事業実施後の設備で加熱された温水の使用量又は熱媒油の流量事業実施後の設備で加熱された温水又は熱媒油の熱利用前後の温度差
1. 方法論番号 001 2. 方法論名称ボイラーの更新 3. 適用条件本方法論は 次の条件の全てを満たす場合に適用することができる 条件 1: 事業実施前のボイラーよりも高効率のボイラーに更新すること ただし バイオマスへの燃料転換を伴う場合は ボイラー効率の改善については問わない 条件 2: ボイラーの更新を行わなかった場合 事業実施前のボイラーを継続して利用することができること 1 条件 3:
2. 実 験 方 法 第 1 表 N 55 400 min 1 Ns 0.15 Ns = N / 60 Q 1/2 /Had 3/4 Q ( m 3 /s ) Had ( J/kg ) 第 1 図 VLD 5 mm 2 R 2 R 2 VLD 1.38 R 2 1.60 R 2 10 mm 1.14
Study on Flow Fields in Centrifugal Compressor with Unpinched Vaneless Diffuser CFD ( Computational Fluid Dynamics ) CFD CFD The performance of centrifugal compressors strongly depends on their internal
⑧差替え2_新技術説明会_神戸大_川南
固体冷媒を いた 次世代磁気ヒートポンプの研究開発 神 学 学院 学研究科機械 学専攻 准教授川南剛 発表概要 p 研究開発の動機および研究の意義 p 新技術の特徴 従来技術との 較 p これまでの研究成果 p 技術の問題点 p 企業への期待 p まとめ 1 研究開発の動機と意義 国内の排出削減 吸収量の確保により 2030年度に2013 年度 ｰ26.0% 2005 年度比 ｰ25.4% の水準
D論研究 :「表面張力対流の基礎的研究」
D 論研究 : 表面張力対流の基礎的研究 定常 Marangoni 対流 及び非定常 Marangoni 対流に関する実験及び数値解析による検討 Si 単結晶の育成装置 Cz 法による Si 単結晶育成 FZ 法による Si 単結晶育成 気液表面 るつぼ加熱 気液表面 大きな温度差を有す気液表面では表面張力対流 (Marangoni 対流 ) が顕著 プロセス終了後のウエハ Cz 法により育成した
Study on Application of the cos a Method to Neutron Stress Measurement Toshihiko SASAKI*3 and Yukio HIROSE Department of Materials Science and Enginee
Study on Application of the cos a Method to Neutron Stress Measurement Toshihiko SASAKI*3 and Yukio HIROSE Department of Materials Science and Engineering, Kanazawa University, Kakuma-machi, Kanazawa-shi,
Heat-Transfer Control Lab. Report No. 9, Ver. 1 (HTC Rep. 9.1, 2011/3/31) 福島第一原発の事故における遮蔽ブロック上部の温度からの燃料集合体上端部温度の推定 東北大学流体科学研究所圓山 小宮研究室 2011 年 3 月 31 日
Heat-Transfer Control Lab. Report No. 9, Ver. 1 (HTC Rep. 9.1, 2011/3/31) 福島第一原発の事故における遮蔽ブロック上部の温度からの燃料集合体上端部温度の推定 東北大学流体科学研究所圓山 小宮研究室 2011 年 3 月 31 日作成 はじめに東日本大震災における福島第一原発の爆発事故において, 防衛省は上空 900m より赤外線カメラを用いて原子炉上部の温度計測を行った.Fig.
<8B5A8F70985F95B632936EE7B22E696E6464>
47 Electrical Discharge Truing for Electroplated Diamond Tools Koji Watanabe Hisashi Minami Hatsumi Hiramatsu Kiyonori Masui (211 7 8 ) Electroplated diamond tools are widely used for grinding because
論文目次案
複数熱源に対する温度差発電技術の 適応に関する研究 ( 下水処理場における未利用エネルギーの利用 ) 2016 年 3 月 佐賀大学大学院工学研究科 システム創成科学専攻 三島俊一 目次 目次 第 1 章序論 1 1.1 諸言 1 1.2 温度差発電技術概要 5 (1) 温度差発電のしくみ 5 (2) 温度差発電サイクルの特徴 6 (3) 温度差発電技術の実施例 7 1.3 排熱発電に関する従来の研究
01扉.indd
Chapter 5. 給湯設備の入力 1. 給湯対象室入力シート 様式 5-1.( 給湯 ) 給湯対象室入力シート には 給湯設備の仕様が記載されている給排水衛生設備図 ( 機器表 系統図 平面図 詳細図 ) より 給湯機器の名称や節湯器具の採否を入力する なお 給湯計算対象室とは 給湯設備を利用する可能性のある人が存在する居室 と定義しており 給湯機器が設置される室ではないことに注意が必要である
14 FEM [1] 1992 [3] 1(a)(b) 1(c) [2] 2 ( 財 ) 日本海事協会 36 平成 14 年度 ClassNK 研究発表会
![14 FEM [1] 1992 [3] 1(a)(b) 1(c) [2] 2 ( 財 ) 日本海事協会 36 平成 14 年度 ClassNK 研究発表会](/thumbs/92/109274181.jpg "14 FEM [1] 1992 [3] 1(a)(b) 1(c) [2] 2 ( 財 ) 日本海事協会 36 平成 14 年度 ClassNK 研究発表会")
1. 1(1) 1(2)[1] 1992 [2] 1992 [3] 100 100 比率 (%) 80 60 40 変形腐食亀裂 相対損傷数 80 60 40 変形腐食亀裂 20 20 0 0 5 10 15 20 25 船齢 ( 年 ) 0 0 5 10 15 20 25 船齢 ( 年 ) (1) Ratio of Each Damage (2) Number of Damage Fig.1 Relation
Journal of Textile Engineering, Vol.53, No.5, pp
ORIGINAL PAPER Journal of Textile Engineering (2007), Vol.53, No.5, 203-210 2007 The Textile Machinery Society of Japan Analyzing the Path and the Tension of a Yarn under a False-twist Process Using a
WGP150C/224C/300C/475C/615C WGP150C WGP224C WGP300C WGP475C WGP615C 4.03 / / / / /
WGP150C/224C/300C/475C/615C WGP150C WGP224C WGP300C WGP475C WGP615C 4.03 / 3.94 3.57 / 3.54 3.72 / 3.78 3.66 / 3.59 3.95 / 3.83 50 51 52 53 54 55 56 仕様 WGP150C/224C/300C/475C/615C 性 注記 能 1 ( ) 内は最大値 項目単位
<30345F90BC96EC90E690B65F E706466>
15 特集 国際宇宙ステーション日本実験棟 きぼう における流体実験 * Space Experiment on the Instability of Marangoni Convection in Liquid Bridge Koichi NISHINO, Department of Mechanical Engineering, Yokohama National University 1 thermocapillary
JSME-JT
423 日本機械学会論文集 (B 編 ) 79 巻 799 号 (213-3) 原著論文 No.212-JBR-831 * 梅沢修一 *1, 島田寛之 *2 *3, 宮本潤上田憲治 *4, 大谷雄一 *3 *5, 櫻井浩治 Development of a Recovery Centrifugal Pump Producing High Temperature Water Shuichi UMEZAWA
Spacecraft Propulsion Using Solar Energy Spacecraft with Magnetic Field Light from the Sun Solar Wind Thrust Mirror Solar Sail Thrust production by li
2004.3.28 物理学会シンポジウム 磁気プラズマセイル の可能性と 深宇宙探査への挑戦 宇宙航空研究開発機構 船木一幸 Spacecraft Propulsion Using Solar Energy Spacecraft with Magnetic Field Light from the Sun Solar Wind Thrust Mirror Solar Sail Thrust production
20年度一次基礎略解
年度一次機械問題略解 計算問題中心 orih c 0 宮田明則技術士事務所 正解番号 Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ-6 Ⅳ-7 Ⅳ-8 Ⅳ-9 Ⅳ-0 Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ-6 Ⅳ-7 Ⅳ-8 orih c 0 宮田明則技術士事務所 Ⅳ-9 Ⅳ-0 Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ-6 Ⅳ-7 Ⅳ-8 Ⅳ-9 Ⅳ-0 Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- Ⅳ- 特定入力関数と応答の対応の組み合わせフィードバック制御に関する記述の正誤正弦波入力に対する定常出力の計算フィードバック系の特性根を求める計算比熱等に関する
Microsoft PowerPoint - 第1回(変遷+Rankineサイクル)_H22講義用.ppt
演習問題 1-1 容器 V(m ) の容器の中に 1 気圧 (0.1MPa) の飽和水 ( ) と飽和蒸気 ( ) がそれぞれ m (kg) m (kg) づつ入っている m 1000(kg) m 0.1(kg) として 容積 V とこの容器内の流体の内部エネルギー U(J) を求めよ 演習問題 1-2 圧力 0.05(MPa) 比エンタルピ 2000(kJ/kg) の湿り蒸気の乾き度 x とその湿り蒸気の比エントロピ
土壌熱容量を用いる外気負荷低減システムに関する研究
1 土壌熱容量を用いる外気負荷低減システムに関する研究 名古屋大学 尹奎英 紹介内容 2 クール / ヒートチューブについて クール / ヒートチューブの熱交換特性 クール / ヒートチューブの導入事例と性能 (T 社研修棟 健康センター ) クール / ヒートチューブ導入に関する検討事例 クール / ヒートチューブについて 地中埋設管内に室内空気あるいは外気を通して 夏には冷熱を冬には温熱を得るパッシブ手法である
Microsystem Integration & Packaging Laboratory
2015/01/26 MemsONE 技術交流会 解析事例紹介 東京大学実装工学分野研究室奥村拳 Microsystem Integration and Packaging Laboratory 1 事例紹介 1. 解析の背景高出力半導体レーザの高放熱構造 2. 熱伝導解析解析モデルの概要 3. チップサイズの熱抵抗への影響 4. 接合材料の熱抵抗への影響 5. ヒートシンク材料の熱抵抗への影響 Microsystem
Title 混合体モデルに基づく圧縮性流体と移動する固体の熱連成計算手法 Author(s) 鳥生, 大祐 ; 牛島, 省 Citation 土木学会論文集 A2( 応用力学 ) = Journal of Japan Civil Engineers, Ser. A2 (2017), 73 Issue
Title 混合体モデルに基づく圧縮性流体と移動する固体の熱連成計算手法 Author(s) 鳥生, 大祐 ; 牛島, 省 Citation 土木学会論文集 A2( 応用力学 ) = Journal of Japan Civil Engineers, Ser. A2 (2017), 73 Issue Date 2017 URL http://hdl.handle.net/2433/229150 Right
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評価協外皮計算書 AFGC 追記版 を使用した外皮計算手順 この計算書は 一般社団法人住宅性能評価 表示協会 作成の外皮性能計算書 (Ver3.2) に旭ファイバーグラスで追記をしたものです 既に入力されている面積や開口部情報は 自立循環型住宅への設計ガイドライン に掲載の 温暖地モデルプラン の情報です [ 充填断熱用 ] 2016 年 10 月 1 日 評価協外皮計算書 AFGC 追記版 記入方法ご案内
ｽﾗｲﾄﾞ ﾀｲﾄﾙなし
熱 物質伝達 相互交換作用 (Phae oupling 物質 運動量 エネルギーの相間の交換 Exhange of a, oentu an energy between phae Q & & F 連続相圧力 (Preure 温度 (eperature 速度 (eloity 成分濃度 (Speie onentration 質量 (Ma 運動量 (Moentu エネルギ (Energy 分散相温度 (eperature
155 13 2 15 B97176 1 1.1. 4 1.2. 5 1.2.1. 1.2.2. 1.3. 7 2. 2.1. 9 2.2. 1 2.3. 13 2.4. 16 3. 3.1. 3.1.1. 18 3.1.2. 26 3.1.3. 33 3.2. 3.2.1. 34 3.2.2. 5 4. 4.1. 52 4.2. 53 54 55 2 1 1.1 1.2 1.3 3 4 Fig.
Microsoft PowerPoint - 12_2019裖置工�榇諌
1 装置工学概論 第 12 回 蒸留装置の設計 (3) 流動装置の設計 (1) 東京工業大学物質理工学院応用化学系 下山裕介 2019.7.15 装置工学概論 2 第 1 回 4 /15 ガイダンス : 化学プロセスと装置設計 第 2 回 4 /22 物質 エネルギー収支 第 3 回 5 /6( 祝 ) 化学プロセスと操作変数 5 /13 休講 第 4 回 5 /20 無次元数と次元解析 第 5 回
Microsoft Word - 演習問題9,10
流体力学 - 演習問題 9- 境界層の運動量方程式 境界層厚さ (1) 流速 の一様流れに平行に置かれた平板の層流境界層の流速分布を u= f (y/δ)= f (η) とおけば 境界層の厚さδ 壁面摩擦応力 平均摩擦抗力係数 C f はそれぞれ下式にて表されることを証明せよ 1 x x x 3 C 0 f 但し α= f 0 1 f d,β= d 0 df である () 平板に沿う一様流の境界層内の速度分布を
(2) ベースラインエネルギー使用量 それぞれの排出起源のベースラインエネルギー使用量の算定方法は以下のとおり 1) 発電電力起源 EL BL = EL ( 式 1) 記号定義単位 ELBL ベースライン電力使用量 kwh/ 年 EL 事業実施後のコージェネレーションによる発電量 kwh/ 年 2)
1. 方法論番号 007-A 2. 方法論名称 コージェネレーションの新設 3. 適用条件本方法論は 次の条件の全てを満たす場合に適用することができる 条件 1: コージェネレーションを新設すること 1 条件 2: 新設したコージェネレーションでは複数の種類の燃料を使用しないこと 条件 3: コージェネレーションを新設した事業者が コージェネレーションで生産した蒸気又は温水 及び電力を自家消費すること
パソコンシミュレータの現状
第 2 章微分 偏微分, 写像 豊橋技術科学大学森謙一郎 2. 連続関数と微分 工学において物理現象を支配する方程式は微分方程式で表されていることが多く, 有限要素法も微分方程式を解く数値解析法であり, 定式化においては微分 積分が一般的に用いられており. 数学の基礎知識が必要になる. 図 2. に示すように, 微分は連続な関数 f() の傾きを求めることであり, 微小な に対して傾きを表し, を無限に
電子部品はんだ接合部の熱疲労寿命解析
43 Evaluation for Thermal Fatigue Life of Solder Joints in Electronic Components Haruhiko Yamada, Kazuyoshi Ogawa 2 63Sn- 37Pb 95Pb-5Sn Si Cu Si 63Sn-37Pb Since automotive electronic components are used
Microsoft PowerPoint - H20応用電力変換工学6回目.ppt
応用電力変換工学第 6 回電源技術 ( 電力貯蔵 )-V 平成 年 月 5 日 電気化学効率 単セルの電圧効率 燃料電池の効率 ファラデー効率 電流理論値に対する実効電流 水素の過剰率 λ ηid 熱電圧 id と可逆反応電圧 rev ηv ( ) は電流に比例して減少 () t R i 効率も電流に比例して減少 8//5 応用電力変換工学 rev id η ( ) rev ( λ ) t λ 燃料電池の全体効率
Agilent A-Line セーフティキャップ : 溶媒蒸発の抑制 技術概要 はじめに HPLC および UHPLC システムの移動相は 独特なキャップ付きの溶媒ボトルで通常提供されます ( 図 1) 溶媒ラインは移動相から始まり ボトルキャップを通った後 LC システムに接続されます 溶媒ボトル
Agilent A-Line セーフティキャップ : 溶媒蒸発の抑制 技術概要 はじめに HPLC および UHPLC システムの移動相は 独特なキャップ付きの溶媒ボトルで通常提供されます ( 図 1) 溶媒ラインは移動相から始まり ボトルキャップを通った後 LC システムに接続されます 溶媒ボトルのキャップの重要性は クロマトグラフィーシステムのラボの安全性および性能において見落とされることがしばしばあります
A Akzo 12y26.doc Example of sun shade mat: ECO-MAT Power consumption of air-conditioner is saved by 10%. Picture of air-conditioner with ECO-MAT Comparison of consumed power of air-conditioner
Table 1 Properties of Shrink Films on Market Fig. 2 Comparison of Shrinkage curves of PS and PET films. Fig. 3 Schematic diagram of "Variations in bot
Bowing Reduction in Biaxial Stretching Process of Styrenic Shrink Film and Its Properties YAMADA Hirofumi TAKEI Toshio and MORITA Tsuyoshi Trimming weight of PET bottle is tried from the trends of aseptic
機械工学実験I（T-3, T-4）説明
機械工学実験I T-3, T-4 説明 目的 2 / 87 資料のまとめ方 発表の仕方 実験レポートの書き方 グラフの書き方 まとめ方を習得する パソコンでのレポートの書き方 グラフの書き方 プレゼンテーション資料の作り方 発表の仕方を習得する 実験の内容の理解 実験前に教科書を読んでから実験に参加してください T-3 高温から低温への自然対流での伝熱 T-4 低温から高温へ冷凍機 ヒートポンプ で熱を伝える
熱伝達の境界条件 (OF-2.1 OF-2.3) 1/7 藤井 15/01/30 熱伝達の境界条件 (OF-2.1 OF-2.3) 目次 1. はじめに 2. 熱伝達の境界条件 (fixedalphatemp) の作成 2-1. 考え方 2-2. fixedalphatemp の作成 3. 作動確認
1/7 藤井 15/01/30 目次 1. はじめに 2. 熱伝達の境界条件 (fixedalphatemp) の作成 2-1. 考え方 2-2. fixedalphatemp の作成 3. 作動確認 3-1. モデルの作成 3-2. solver 3-3. 境界条件 3-4. 計算結果の確認 4. 計算結果の検証 5. まとめ 1. はじめに 現在 OpenFOAM で laplacianfoam
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Study on Throw Accuracy for Baseball Pitching Machine with Roller (Study of Seam of Ball and Roller) Shinobu SAKAI*5, Juhachi ODA, Kengo KAWATA and Yuichiro KITAGAWA Department of Human and Mechanical
円筒型 SPCP オゾナイザー技術資料 T ( 株 ) 増田研究所 1. 構造株式会社増田研究所は 独自に開発したセラミックの表面に発生させる沿面放電によるプラズマ生成技術を Surface Discharge Induced Plasma Chemical P
円筒型 SPCP オゾナイザー技術資料 T211-1 211.2.7 ( 株 ) 増田研究所 1. 構造株式会社増田研究所は 独自に開発したセラミックの表面に発生させる沿面放電によるプラズマ生成技術を Surface Discharge Induced Plasma Chemical Process (SPCP) と命名し 小型 ~ 中型のオゾナイザーとして製造 販売を行っている SPCP オゾナイザーは図
海洋温度差発電設置のための
Vol. 9 (23), 45~11 海洋温度差発電設置のためのフィジー海域の海象調査 45 海洋温度差発電設置のためのフィジー海域の海象調査 *1 中岡勉水谷壮太郎 *3 松下稔 *2 Tim PICKERING *4 *1 西田哲也 *2 巽重夫 池上康之 *2 長友洪太 *2 一瀬純弥上原春男 *5 *5 Investigation of marine meteorology off the
物理学 II( 熱力学 ) 期末試験問題 (2) 問 (2) : 以下のカルノーサイクルの p V 線図に関して以下の問題に答えなさい. (a) "! (a) p V 線図の各過程 ( ) の名称とそのと (& きの仕事 W の面積を図示せよ. # " %&! (' $! #! " $ %'!!!
物理学 II( 熱力学 ) 期末試験問題 & 解答 (1) 問 (1): 以下の文章の空欄に相応しい用語あるいは文字式を記入しなさい. 温度とは物体の熱さ冷たさを表す概念である. 物体は外部の影響を受けなければ, 十分な時間が経過すると全体が一様な温度の定常的な熱平衡状態となる. 物体 と物体 が熱平衡にあり, 物体 と物体 が熱平衡にあるならば, 物体 と物体 も熱平衡にある. これを熱力学第 0
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,54,20102 CHARACTERISTICS OF COHERENT STRUCTURE IN COMPOUND OPEN CHANNEL FLOWS WITH DEEP FLOOD PLAIN DEPTH 1 2 3 Katsutoshi WATANABE, Yousuke TOKUMITSU, Haruka YOSHINAGA 1 745-8585 3538 2 3 733-0812 13-7-502
IHIMU Energy-Saving Principle of the IHIMU Semicircular Duct and Its Application to the Flow Field Around Full Scale Ships IHI GHG IHIMU CFD PIV IHI M
IHIMU Energy-Saving Principle of the IHIMU Semicircular Duct and Its Application to the Flow Field Around Full Scale Ships IHI GHG IHIMU PIV IHI Marine United Inc. ( IHIMU ) has already developed several
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解 説 省エネのためのスチームエンジニアリング 蒸気の基礎と正しい使い方 テイエルブイ米倉麻衣子 Steam Engineering for Energy Savings Steam Basics and Efficient Use by Maiko Yonekura 蒸気は産業界の熱エネルギーとして最も高いシェアを占めている 産業界の省エネ促進のためには蒸気の省エネと, そのための蒸気システムの最適化が不可欠であり,
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Arts and Sciences X The formulation of femoral heard measurement corrected enlargement ratio using hip joints X-ray Imaging 1 2 1 1 1 2 Key words: Bipolar Hip Arthroplasty (BHA) Preoperative planning Enlargement
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放射 ( 輻射 ) 冷暖房の 消費エネルギー計算 東京理科大学長井達夫 はじめに 放射冷暖房の位置付け 放射 建築一体化 水式 TABS 天井パネル 床下配管 + 床下給気 チャンバー給気 + 有孔パネル 空気式 水 空気式 チルドビーム パッシブ アクティブ 自立型 自立パネル ( 水 電気 ) 対流 空調機 FCU 放射冷暖房の位置付け 建築一体化 天井パネル 自立型 放射 水式 TABS 天井パネル
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反応工学 Reactio Egieeig 講義時間 ( 場所 : 火曜 2 限 (8- 木曜 2 限 (S-2 担当 : 山村 高さ m Quiz: 反応器単価 Q. 炭素鋼で作られた左図のような反応器を発注する atm で運転するとして 製造コストはいくらか 反応器体積 7.9 m 3 直径 m a. $ 9,8 b. $ 98, c. $98, 8 円 /$, 29// ( 千 6 万円 出典