方法論記事

非共沸系炭化水素混合物におけるスパイラル管熱交換器内の凝縮流および伝熱のシミュレーション

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DOI:

10.3791/71595

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2026年9月8日

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1Shenyang Polytechnic College, 2School of Municipal and Environmental Engineering, Shenyang Jianzhu University, 3Laboratory of Thermo-fluid Science and Nuclear Engineering, School of Energy and Power Engineering, Northeast Electric Power University

この記事について

サマリー

本記事では、スパイラル巻熱交換器における非共沸炭化水素混合物の凝縮伝熱および流れの特性を数値シミュレーションするためのプロトコルを提示します。この手法では、運転条件および巻き条件を評価し、伝熱係数と圧力損失を予測します。

要約

天然ガス液化プロセスの基幹構成要素として、らせん管式熱交換器はLNG製造において極めて重要な役割を果たします。本研究では、らせん管内部における非共沸炭化水素混合物の凝縮流および伝熱特性を包括的に理解することを目的としています。本研究における高精度な数値解析は、専門的なモデリングツールによる形状作成、専用のメッシングソフトウェアによるメッシュ生成、商用ソルバーによる数値計算（リアルタイムの収束監視を含む）、および定量的なポスト処理からなる明確なワークフローに基づいて行われました。この統合的なアプローチにより、得られた数値モデルの高い忠実度が確保されています。古典的な実験データ（Neeraasの実験データ）との最大偏差は、伝熱係数で15%未満、摩擦圧力損失勾配で10%未満に抑えられています。シミュレーションの結果、ローリング周期と振幅を変化させると、伝熱プロセスにおいて同様の振動傾向が見られ、促進効果と低下効果の両方が現れることが明らかになりました。具体的には、ローリング周期は伝熱性能を±20%変化させ、ローリング振幅は±10%影響を及ぼします。

概要

天然ガスは、比較的クリーンな化石燃料であり、燃焼時に石炭や石油よりも二酸化炭素やその他の汚染物質を大幅に少なく排出します。再生可能エネルギーシステムへの世界的な移行において、天然ガスはエネルギー供給の安定性と信頼性を維持できる能力を持つため、しばしば「ブリッジ燃料」と見なされています1。液化によって、気体の天然ガスは極低温の液体（LNG）に冷却され、体積が約600分の1に減少するため、輸送と貯蔵が非常に容易になります2。らせん管式熱交換器（SWHE）は、天然ガス液化プロセスの中心的なコンポーネントです。このタイプの熱交換器は、中心のマンドレル（芯金）の周囲に層状に逆方向に巻かれ、円筒状のシェル内に固定された一連のらせん管で構成されており、層間には熱交換に十分な隙間を確保するためのスペーサーが配置されています。らせん構造であるため、SWHEは小さな設置面積で大きな伝熱表面積を提供できます3。このコンパクトな設計により、大規模施設、特にスペースが厳しく制限される海洋浮体式生産プラットフォームへの統合に非常に適しています。LNG生産で一般的に使用される混合冷媒液化プロセスでは、非共沸系炭化水素が管内を上昇し、一方でシェル側の冷媒が管束内の隙間を向流方向に下降します。このような条件下で、管側の中心的なプロセスとなるのが、らせん管内における非共沸系炭化水素の凝縮であり、これには複雑な気液二相流が関与しています4,5。

管内凝縮の流動および伝熱特性を正確に予測するために、広範な研究が行われてきました。単一成分アルカンについて、Friesら6は水平管内におけるプロパンの凝縮伝熱特性を測定し、管径および飽和圧力が低下するにつれて圧力損失が増加することを見出しました。また、重力の影響により、管底部の伝熱係数が管上部よりも低くなることも指摘しました。Zhuangら7,8は水平管内におけるメタンおよびエタンの凝縮を研究し、伝熱係数と摩擦圧力損失が流量および蒸気質とともに増加することを示しました。先行研究9ではマイクロチャネル内におけるプロパンの凝縮プロセスを分析し、伝熱および圧力損失の傾向が従来のチャネルと同様であることを確認しました。混合冷媒については、Smitら10が水平管内におけるR22/R142b混合物の凝縮を調査し、低質量フラックスにおいてR142bの質量分率を増加させると伝熱係数が大幅に低下することを見出しました。Berradaら11はR134a/R23混合物を研究し、異なる成分比において温度グライドが伝熱に与える影響は小さいことを発見しました。Neeraasはらせん管内におけるエタン/プロパン混合物の実験を行い、混合効果が凝縮伝熱係数の算出に大きな影響を与えることを指摘しました12。数値シミュレーションにおいて、Liら13はエタン/プロパンの凝縮プロセスをシミュレートし、飽和圧力の増加に伴い伝熱係数と摩擦圧力損失が減少することを示しました。Qiuら14はらせん管内のプロパン凝縮をシミュレートする際に気液同伴効果を導入し、この効果を考慮することでシミュレーション結果と実験データの偏差を25%未満に抑えられることを示しました。

さまざまな作動流体や流路構成に関する広範な研究が行われているにもかかわらず、文献で一般的に研究されている純流体または二成分流体と、工業的なLNG生産で使用される多成分混合物との間には依然として大きな隔たりがあります。特に、複雑な流路内における3成分以上の非共沸炭化水素混合物を対象とした数値的な調査は、極めて限定的です15。さらに、オフショアLNGプラットフォームという特殊な用途に関して、海洋環境に起因する装置の運動が凝縮流と伝熱挙動をどのように変化させるかについて、包括的な理解がいまだ不足しています。これらの研究上の課題に対処するため、本研究では数値流体力学（CFD）シミュレーションと既存の実験データを組み合わせ、詳細な三次元二相凝縮流モデルを開発します。古典的な実験データに基づき、シミュレーションによる伝熱係数と摩擦圧力損失を比較・分析します。このモデルに基づき、本論文では特にローリング条件下におけるらせん管内での代表的なガス田組成の凝縮プロセスのシミュレーションに焦点を当て、複雑な運動が多成分凝縮伝熱に及ぼす潜在的なメカニズムを調査します。本研究は、オフショア天然ガス液化プロセスにおける効率的な熱交換器の設計と最適化のための、信頼性の高い理論的根拠とエンジニアリング指針を提供します。

プロトコル

本研究は、ヘリカルチューブ内部での凝縮時における局所熱伝達および圧力損失特性に焦点を当てているため、流れが十分に発達した後は簡略化したドメインを採用することができ、これにより局所的な流れと熱挙動を正確に表現することが可能になります。実験データによる検証のため、Neeraas12によって提案された物理モデルに基づき、管径 14 mm、ヘリックス角 10°、コイル径 2 m の3セクションからなるヘリカルチューブモデルを構築しました。このモデルは、十分に発達したセクション（0.6 m）、テストセクション（0.2 m）、および圧力安定化セクション（0.2 m）の3つの領域で構成されています。十分に発達したセクションは、関心領域に入る前に流れが十分に発達することを保証します。テストセクションは、実験データとの比較および局所的な流れと熱伝達特性の詳細な分析に使用されます。圧力安定化セクションは、出口圧力の安定性を維持し、逆流を防止することで、テストセクションで得られる結果への干渉を避けるように設計されています。使用した特定のモデリングソフトウェアについては、材料表（Table of Materials）をご参照ください。

1. 物理モデルとメッシュ

  1. モデリングソフトウェアを開きます。下部のステータスバーで、以下を選択してください。 スケッチモード、そして[ ]をクリックします。 Z-X平面 スケッチ環境に入るため。
  2. 上部のツールバーで、[ ]を選択します。 円 ツール。原点に直径14の円を描き、次にプレスしてください。 入力クリックします。 3Dモードに戻る 上部のツールバーにあります。これにより、スケッチした円がサーフェスに変換されます。
  3. 生成された円形面を選択します。「」をクリックし、 移動 上部ツールバーのツール（ショートカット：M）を選択します。表面にトライアドマニピュレーター（3軸ハンドル）が表示されます。マニピュレーター中央の黄色い球体を、回転と平行移動のリファレンスとなるグローバル原点（0, 0, 0）までドラッグします。
  4. 赤色の矢印をX軸に沿ってドラッグし、1000 mmと入力して、Enterキーを押してください。 入力回転：[ ]をクリックしてください。 回転リング X軸の周囲（青または緑の弧）を入力し、 10°、そしてプレスしてください 入力.
  5. 〜をクリックしてください。 プルツール （ショートカット：P）を上部ツールバーで選択し、円形面を選択します。左パネルで、以下の項目を選択してください。 回転させる オプションを選択します。次に、回転軸としてグローバル座標系のZ軸を選択します。「有効にする」をオンにします。 ヘリックス 左パネルのオプション。作成 第1巻入力ボックスまたは左側のパネルに、高さを入力します。 138.87 mm および、～の角度で 45.16°、その後、押してください 入力最初の流体ドメインを生成します。
  6. 作成 第2巻ボリューム1の新しい端面を選択します。再びZ軸を回転軸として使用し、ヘリカルプル操作を繰り返します。高さに69.44、角度に[数値]を入力します。 22.58°.
  7. 作成する 第3巻の新しい端面を選択します。 第2巻同様の方法を用い、ボリューム2と同じパラメータでボリューム3を作成してください。
  8. 以下をクリックしてください。 ワークベンチ 上部メニューバーにあるタブをクリックします。 共有 ボタン。ソフトウェアによって、3つのボリュームの中で交差する2つの面が自動的にハイライトされます。以下をクリックします。 完了 右側の（チェックマーク）ボタン。
  9. クリックして グループ 左パネルのタブを選択します。最初のボリュームの最初の円形面を選択し、次にクリックします。 名前付き選択の作成 および、それを〜と定義する 入口 (in).
  10. 3番目のボリュームの最終円面を選択し、Ctrl + Gを押してグループを作成し、それを出口（out）として定義します。
  11. 3つのボリュームの外側円筒面を選択し、それぞれを壁境界：wall1、wall2、wall3として定義します。
  12. 左側のストラクチャーツリーで、Ctrlキーを押しながら3つのソリッドを選択します。Ctrl + Gキーを押してグループを作成し、名前をfluidに変更します。
  13. 生成されたジオメトリを〜に接続します。 メッシュ モジュールを選択し、ダブルクリックしてメッシングソフトウェアを開きます。左側のツリーで、以下をクリックします。 メッシュ左下の「詳細」パネルで、[項目]を展開します。 サイジング そして、～を設定します。 要素サイズ 3まで。
  14. 右クリック メッシュ ツリー内の [Insert] から [Sizing] を選択します。ジオメトリとして流入面 (in) を選択し、クリックします。 適用する設定します。 要素サイズ 0.6まで。
  15. 右クリック メッシュ挿入、拡張 幾何学3つの流体ドメインをすべて選択し、クリックします。 適用する. 境界「壁」として定義された外壁面を選択し、クリックします。 適用オプションを〜に変更してください。 第1層の厚さ. 第1層の高さ0.01mm。 最大層数: 15. 増殖速度: 1.25.
  16. 右クリック メッシュ、挿入、手法。3つの流体領域を選択し、クリックします。 適用する「Method」ドロップダウンメニューから、以下を選択します。 スイープこの条件下で 選択、選択 マニュアルソース入口表面（in）をソース面として選択し、クリックします。 適用.
  17. 右クリック メッシュ ツリー内で選択し メッシュの生成本研究では、メッシュ品質を厳密に制御した。最小の 直交品質 生成されたメッシュの精度が0.90を超えています。

2. シミュレーションソフトの操作

  1. 解析ソフトウェアを起動します。以下に移動します。 ファイル タブ、および～の下に 読み取り選択 メッシュその後、〜へ移動します。 スケールメッシュ および設定 メッシュは○○mmで作成された.
  2. この ソルバー設定、選択してください 圧力ベースソルバー、選択してください 絶対的 ～のために / ～向けに 速度定式化、および～を可能にする 一過性オプション 時間。
    注：振動方程式を静止参照ケースに重ね合わせ、ユーザー定義関数を通じて実装することで、移動座標系により振動条件を表現することができます。
  3. クリック ユーザー定義、その後選択します 機能「Interpreted UDFs」セクションで、コンパイル済みの振動ファイル（oscillation file）をロードします。
    注：得られた運動は式(1)に示す通りに表される。静的メッシュ法が採用され、移動座標系を用いて実装された。スロッシングの基本物理は、容器境界に対する流体の相対運動に基づいている。スロッシングによる励起は、運動量方程式における等価的な動的加速度ソース項として表現されており、これにより静止メッシュ上で動的な流体力を完全に再現することが可能となる。
    単振動の方程式 X=Xmax sin(2πt/Tc)、公式、物理学、正弦波解析      (1)
    方程式において、 Tc は揺動周期を表し、 X 揺動によって生じる変位を示す。
  4. 設定してください 重力加速度 に Y～への方向 −9.81 m/s²2下で モデル有効にする エネルギー そして、～の電源を入れます。 エネルギー方程式.
  5. 下 モデル有効にする 粘性の そして、～を選択します。 レイノルズ応力モデル （7つの式）。この レイノルズ応力モデルの設定、選択してください 線形圧力-歪みのために 壁近傍処理、選択 スケーラブル壁関数.
  6. 中へ フェーズ、セット フェーズ1 （第一相）として ガス および フェーズ2 （二次相）として 液体〜の下に グローバルオプション有効にする 表面張力モデル化、そして〜を選択します 連続体表面力モデル.
    注：温度および圧力に依存する熱物理的特性に基づいた等価擬似流体アプローチを採用した。これは、多成分混合物のCFD研究において広く受け入れられている手法である。初期混合組成を固定した状態で、密度、動力粘度、熱伝導率、比熱容量、および飽和特性を含む状態依存の熱物理的特性を、全運転温度および圧力範囲にわたってNIST REFPROPデータベースを用いて算出し、生成した。本研究において、混合物はシミュレーション全体を通じて均質なマクロ組成を維持している。NIST由来の可変特性を利用することで、不要な計算負荷を避けつつ、多成分流体の非線形な熱物理的特性を正確に捉えることができる。
  7. エタン–プロパン混合物を例にとると、蒸気乾度0.56、圧力3.2 MPaにおいて、液相の特性を次のように定義する。 材料 翻訳すべきソーステキストが提供されていません。翻訳するテキストを入力してください。
    1. 密度：393.06 kg/m³3
    2. 比熱容量 (Cp): 3866.4 J/(kg·K)
    3. 熱伝導率：0.078798 W/(m·K)
    4. 粘度：5.4796 × 10⁻5 Pa·s
    5. 分子量：37.115 kg/kmol
    6. 標準状態エンタルピー：0
    7. 基準温度：321 K
  8. 「材料」において、気相の特性を次のように定義します。
    1. 密度：67.49 kg/m³3
    2. 比熱容量 (Cp): 3488.7 J/(kg·K)
    3. 熱伝導率：0.03035 W/(m·K)
    4. 粘度：1.129 × 10⁻5 Pa・s
    5. 分子量：34.756 kg/kmol
    6. 標準状態エンタルピー：0
    7. 基準温度：321 K
  9. 設定してください 流入境界条件 として 質量流量入口(質量フラックス 300 kg/(m2・s))、その 出口 として 圧力出口(0 Mpa)、および 壁境界条件 として 熱流束(-10340W/m2).
  10. 下に 方法、〜を選択します。 PISOアルゴリズム 溶液法のために。 体積分率、選択してください ジオ・リコンストラクト.
    注：VOF（ボリューム・オブ・フルイド）法は、スロッシングや熱的な相変化プロセスにおけるマクロスケールの自由表面のトポロジー進化を追跡する手法として広く受け入れられているが、界面捕捉の精度およびマイクロスケールの界面変動の捕捉には本質的な限界がある。VOFの定式化は、根本的に離散セルの相体積分率に依存している。本研究で採用したGeo-Reconstructスキームは数値拡散を大幅に軽減するが、サブグリッドの微小液滴、スプレー形成、または微細界面構造の解像度は、依然として局所的な格子細分化によって厳格に制限される。本調査で優先したマクロスケールのスロッシングダイナミクス、バルク熱対流、および相変化物質伝達則については、約142万個の格子要素を持つ現在のVOFフレームワークが、トポロジーの精度と計算コストの最適なバランスを実現している。
  11. 〜において モニター、以下についてモニタリングを設定します：
    1. 試験区間の入口および出口における圧力。
    2. 入口および出口における温度。
    3. 壁面温度
    4. 入口および出口における体積分率。
      注：エネルギー残差の収束判定基準は1 × 10⁻に設定されています。8、一方、残りのパラメータについては1 × 10⁻に設定されている。4面積加重平均温度および試験区間における全圧降下を含む重要なグローバル変数を動的にモニタリングした。これらの変数がそれ以上変動しなくなるまで計算を継続し、流れ場が十分に発達し、安定した状態に達したことを確認した。
  12. メソッド選択の標準初期化を初期化し、すべてのゾーンから計算します。初期化後、その 計算を実行する パネル, セット: タイムステップサイズ: 1 × 10⁻4 および、 タイムステップ数: 1 × 106.

3. 後処理およびデータエクスポート設定

  1. Calculation Activitiesパネルで、Autosave（Every Flow Time）をクリックしてオートセーブウィンドウを開きます。オートセーブの設定で、Save Data FileのEvery [s]を0.01に設定し、保存間隔の種類としてFlow Timeを指定します。Save Associated Case FilesのTypeはOnly if Modifiedを選択し、OKをクリックします。
  2. ResultsパネルからContoursウィンドウを開きます。Contoursの設定で、Filled、Node Values、Boundary Values、Global Range、およびAuto Rangeのオプションを有効にします。
  3. contourタイプにPhasesを、variableにVolume Fractionを選択し、ターゲットフェーズとしてphase-1を指定します。最後に、Save/Displayをクリックして等高線分布を可視化します。
    注：熱伝達係数は、試験区間の入口と出口の温度差から得られる温度駆動力を分母とし、壁面熱流束を分子として算出します。スロッシング条件下では、時間平均熱伝達係数を採用します。圧力損失は入口圧力と出口圧力の差をモニターすることで決定し、その後、この圧力損失と管路セグメントの長さの比として摩擦圧力損失勾配を算出します。
  4. 入口および出口の温度と圧力値などの得られたデータをExcelにインポートします。
  5. セクション3.3の計算方法に従い、入口と出口の温度差および圧力差を求めます。

結果

検証済みの数値モデルを用いて、実際の液化プロセスをシミュレーションし、さまざまな運転パラメータにおける熱伝達係数と摩擦圧力損失の変動を系統的に調査し、それによって熱交換器の設計と最適化のための理論的根拠を提示した。主な結論は以下の通りである。純流体の凝縮では、熱伝達は主に管壁に隣接する液膜内に限定されており、気液界面温度と中心蒸気温度はともに飽和温度に等しい。対照的に、混合物の凝縮は、液膜と蒸気中心の両方で同時に熱伝達が行われる非平衡プロセスである。その結果、気液界面温度はバルク飽和温度から乖離し、界面濃度は平衡飽和状態から変化する。このプロセスにおいて、低揮発性成分が優先的に凝縮するため、高揮発性成分が相界面に蓄積する。この蓄積により高揮発性成分の局所濃度が上昇し、界面とバルク蒸気との間に濃度勾配が形成される。この勾配が大きな物質伝達抵抗を誘発して低揮発性成分の凝縮を妨げ、その結果、凝縮熱伝達係数が低下する。

体積分率の計算式：

流体力学の偏微分方程式。数学的ダイアグラムにおけるスカラー輸送を含む。      (2)

流体力学の方程式 ∂a/∂t + ∇·(ua) = -S/ρ の図；質量保存の法則      (3)

気相および液相の体積分率は、次の条件を満たします：

静的平衡の公式 Σaₗ + aₑ = 1；図；教育物理学の概念。    (4)

エネルギー方程式：

流体力学におけるエネルギー輸送方程式。記号、微分演算子、勾配を含む。    (5)

相転移リーモデル：

熱過程に関連する熱力学方程式 S_al=-r·a_l·ρ_l(T-T_s)/T_s, T≥T_s。      (6)

静的平衡方程式、温度条件に関連する応力分布の公式。      (7)

ここで、S(αl)は単位体積および単位時間あたりの相変化に伴う物質移動速度を表し、αlは液相の体積分率、αgは気相の体積分率を表します。u⃗は2相の共有速度 m/s、ρは体積分率による加重平均で得られる混合密度 kg/m3、µは混合物の粘性係数 Pa·s、hは気相および液相の平均エンタルピー J/kg、λeffは気相と液相間の有効熱伝導率 W/(m·K)です。rは時間緩和係数 1/sであり、本論文では104に設定しています。Tsは飽和温度です。作動流体の混合物が凝縮する際の挙動は、主に成分の揮発性の違いにより、純粋な作動流体の挙動とは異なります。

質量流束、蒸気乾度、および飽和圧力は、凝縮熱伝達係数と摩擦圧力損失に大きな影響を及ぼします。質量流束が増加すると流速が上昇し、蒸気膜の乱れが激しくなるため、膜内の熱伝達が促進され、結果として熱伝達係数が全体的に増加します。同時に、蒸気相が液膜に及ぼすせん断応力が強まり、摩擦圧力損失が高くなります。蒸気乾度が高くなると、相間のすべり比と混合流速の両方が増加し、液膜と壁面の間のせん断相互作用および蒸気相と液相の間の界面せん断が強化されます。これにより、熱伝達性能が向上します。このような条件下では、せん断効果が支配的となり、さらに混合密度が減少することで摩擦圧力損失の増加に寄与します。飽和圧力もまた、流れと熱伝達の特性を決定する上で重要な役割を果たします。飽和圧力が低い場合、蒸気密度が低下し流速が増加するため、液膜が薄くなり熱抵抗が減少して熱伝達が促進されます。対照的に、飽和圧力が高い場合は流体温度が上昇し、液体の密度と粘度が低下するため、液膜と壁面の間のせん断相互作用が弱まり、摩擦圧力損失が減少します。蒸気乾度が0.5のとき、質量流束を450から550 kg/(m2·s)に増加させると、熱伝達係数は5118から5637 W/(m2·K)に上昇し、10%の増加となります。同時に、摩擦圧力損失は2523から3442 Pa/mへと急増し、36%の大幅な増加を記録します。

回転周期と回転振幅が熱伝達プロセスに及ぼす影響は同様の傾向を示し、いずれにおいても熱伝達の促進と低下が共存しています。回転運動は液膜内の乱流強度を変化させ、その結果、液膜の乱流エネルギーに影響を与えます。サイクル平均の乱流エネルギーが増加すると、乱流による輸送が支配的になり、熱伝達が向上します。対照的に、サイクル平均の乱流エネルギーが減少すると、乱流の弱まりによって熱伝達性能が抑制されます。同時に、回転運動は液膜の変動を激しくし、その厚さを変化させます。液膜厚の減少は熱抵抗を低下させ、したがって熱伝達を促進しますが、膜厚の増加は熱抵抗を高め、熱伝達性能を弱めます。これら2つのメカニズム、すなわち乱流エネルギーの変動と液膜厚の変化が相互に作用し、回転サイクル全体における総合的な熱伝達挙動を決定します。本研究で検討した範囲内では、熱伝達性能に対する回転周期の影響はおよそ±20%以内であり、回転振幅の影響は±10%以内でした。

圧力安定化セクションと比較セクションがラベル付けされた熱交換器の図；流体フロープロセス。
図 1: シミュレーションに使用した物理モデルの概略図。 フルスケールのヘリカルチューブをシミュレーションする場合、計算コストが極めて高くなるため、図 1 に示すように、簡略化された領域縮小モデルを採用した。Neeraas12による実験データとの検証のため、3つのセクションからなるモデルを構築した（管径：14 mm、螺旋角：10°、コイル径：2 m）。このモデルは、流れを確立させるための十分に発達したセクション（0.6 m）、局所データの比較を行うためのテストセクション（0.2 m）、および逆流を防止し出口圧力の安定性を維持するための圧力安定化セクション（0.2 m）で構成される。本モデルは3つのパートで構成されており、その最初のパートは Cai1が以前に出版した書籍の概略図に基づいている。この図の拡大版を表示するには、ここをクリックしてください。

熱伝達率対摩擦圧力損失チャート。格子数との関係。熱効率の解析。
図2: 格子独立性の結果。図2は、格子数に対する熱伝達率および摩擦圧力損失の格子独立性検証結果を示しています。図に示されるように、総セル数が0.60 millionから1.33 millionに増加するにつれて、熱伝達率と摩擦圧力損失の両方が大幅に減少します。1.33 millionセルを超えると、監視対象である両方の量の変動はプラトーに達し、さらに1.85 millionセルまでメッシュを細分化しても相対偏差は0.5%未満となり、メッシュ独立性が達成されたことを示しています。計算精度とリソース消費のバランスを考慮し、以降のすべてのシミュレーションには約1.42 millionセルのメッシュ解像度を採用しました。さらに、この格子解像度は定常状態と揺動状態の両方に適していることが検証されています。この図の拡大版を表示するには、ここをクリックしてください。

熱伝達係数対蒸気質におけるシミュレーション値と実験データの比較棒グラフ。
図 3: 熱伝達係数の数値シミュレーション結果とNeeraの実験データの検証。予測された熱伝達係数は、蒸気質 0.2–0.8 の範囲において実験データとよく一致している。具体的には、蒸気質 0.2–0.4 ではシミュレーション結果が実験データよりわずかに高く、蒸気質 0.5–0.8 では実験値が数値予測をわずかに上回っている。定量的な評価に基づくと、最大偏差は 15% である。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

シミュレーションデータと実験データを比較した、蒸気質に対する摩擦圧力損失の棒グラフ。
図4: 摩擦圧力損失の数値シミュレーション結果とNeeraによる実験データの検証結果。予測された摩擦圧力損失は全体的に実験結果よりもわずかに高く、最大偏差は10%を超えていない。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

気相体積分率の図；流量：G=350, 450, 550 kg/m²·s；カラースケールを表示。
Figure 5: 異なる質量フラックスにおける気相体積分率（直径 = 10 mm, 蒸気乾度 = 0.5）。Figure 5は、同一の蒸気乾度における異なる質量フラックスでの出口断面における蒸気体積分率分布を示している。図に示されているように、最小蒸気体積分率は0であり、壁面が液膜によって完全に濡れたままであることを示している。低質量フラックスでは、流れのパターンは主に重力に支配され、典型的な成層流構造を呈する。質量フラックスが増加すると、気相が液膜に及ぼすせん断応力が徐々に強まり、最終的に流れの挙動を支配し、流れのパターンが成層流から環状流へと徐々に遷移する。さらに、蒸気乾度も流れのパターンの進展に重要な影響を及ぼし、質量フラックスとともに、二相流構造の変化を決定する。 こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

熱伝達と蒸気質のグラフ。異なる質量流束（350-550 kg/m²s）に対する3つの曲線。
図6: 異なる質量流束における熱伝達係数。異なる質量流束における熱伝達係数の変化を図6に示す。一定の蒸気質において、熱伝達係数は質量流束の増加とともに上昇する。凝縮過程において、管の内壁に沿って蒸気膜が形成される。質量流束が増加すると流速が上昇し、蒸気膜の乱れが激しくなり、膜内の熱伝達が促進されるため、熱抵抗が減少する。その結果、質量流束が高くなるほど熱伝達係数は大きくなる。同時に、質量流束の増加に伴い、液膜に対応するレイノルズ数も増加する。全体として、質量流束は熱伝達係数に大きな影響を及ぼす。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

摩擦圧力損失と蒸気質の関係を示すグラフ。線はG=350, 450, 550 kg/(m²·s)の流量を示す。
図 7: 異なる質量フラックスにおける摩擦圧力損失。図 7は、異なる質量フラックス条件下での摩擦圧力損失の変化を示している。結果から、同一の蒸気質において、質量フラックスが増加すると摩擦圧力損失が大幅に増加することがわかる。これは主に、質量フラックスが高くなると流速が上昇し、液膜に対する気相のせん断力および壁面せん断応力が増大するためであり、その結果、摩擦圧力損失が大きくなる。全体として、質量フラックスは摩擦圧力損失に顕著な影響を及ぼす。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

さまざまな値（0.3、0.5、0.7、0.9）における色分けされた分布を示す気相体積分率図。
図 8: 異なる蒸気質における気相体積分率（直径 = 10 mm）。図 8は、4つの蒸気質における出口の蒸気体積分率分布を示している。体積分率は低い蒸気質では急激に増加するが、高い蒸気質では1付近で飽和する。層状流、半環状流、環状流、およびミスト流の4つの明確な流動様式が特定された。低い蒸気質では重力が支配的となり、上部に蒸気、下部に液体がある層状流となる。蒸気質が増加するにつれて、界面せん断が重力に代わって支配的なメカニズムとなり、流れは半環状流および環状流を経てミスト流へと移行する。この図の拡大版を表示するには、ここをクリックしてください。

気相体積分率図。カラースケールを用いた 3 MPa と 5 MPa での圧力比較。
図 9: 異なる飽和圧力下における気相体積分率。飽和圧力が増加すると、液密度は低下し、一方で蒸気密度は増加するため、二相間の密度差が変化し、混合物全体の密度が増加します。同時に、気液スリップ特性が変化し、二相間の界面せん断が弱まることで、蒸気体積分率が減少します。これらの変動は、熱伝達係数と摩擦圧力損失の傾向により直接的に反映されます。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

3 MPaおよび5 MPaの圧力における熱伝達率と蒸気乾度の関係を分析した棒グラフ。
図 10: 異なる飽和圧力下における熱伝達率。図 10は、異なる蒸気乾度および飽和圧力における熱伝達率を示している。一定の蒸気乾度において、飽和圧力が低いほど熱伝達率は高くなる。メカニズムとしては、圧力が上昇すると蒸気密度が増加し、流速と界面せん断応力が減少する。これにより液膜が厚くなり、熱抵抗が増大して熱伝達が低下する。さらに、飽和圧力の影響は、蒸気速度が支配的となる高い蒸気乾度においてより顕著となり、圧力誘起の密度変化が界面せん断応力に大きな変動をもたらす。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

3 MPaおよび5 MPaにおける摩擦圧力損失対蒸気質の棒グラフ。流体流動ダイナミクスを示している。
図11異なる飽和圧力下における摩擦圧力損失。 図11に、異なる飽和圧力下における摩擦圧力損失の変動を示す。結果から、同一の蒸気乾度において、飽和圧力が上昇するにつれて摩擦圧力損失が減少することがわかる。異なる飽和圧力における速度分布、過冷却温度場、および蒸気体積分率分布と合わせて検討すると、これらの結果は、飽和圧力が高いほど流体温度が高くなり、それに伴い液体の密度と粘度がともに低下することを示している。その結果、液膜と壁面間のせん断相互作用が弱まり、摩擦圧力損失の低減につながっている。 この図の拡大版を表示するには、ここをクリックしてください。

気相体積分率；シミュレーション結果；異なる時間比；カラーマッピング；流体力学
図12異なる転がり周期における気相体積率（蒸気質 = 0.5, 質量フラックス = 550 kg/(m2·s, A = 3 m). 一定の回転振幅において、回転周期が短くなるほど、振動運動によって誘発される付加的な慣性効果が強まり、その結果、流場における速度変動がより激しくなる。これらの変動はまた、流れの加速相と減速相が交互に現れるという顕著な周期的挙動を示す。一方で、回転運動は液膜の空間分布を変化させ、流れのパターンを変えることで、熱伝達に影響を及ぼす。平均液膜厚が増加すると、液膜の熱抵抗が上昇し、熱伝達性能が低下する。対照的に、平均液膜厚が減少すると、液膜の熱抵抗が低下し、これにより熱伝達が促進される。流動様式の分類は、参考文献（Reference）で提案された流動パターン遷移基準に基づいている。4. この図の拡大版を表示するには、ここをクリックしてください。

熱伝達係数のグラフ、静止状態と回転状態の比較。熱交換解析結果。
図 13: 異なる回転周期における熱伝達係数. 図 13 は、回転運動下における時間平均熱伝達係数（HTC）を、静止状態のベースラインと比較したものである。回転により HTC は ±20% の範囲で変動し、向上と低下の両方が見られる。低 HTC（低蒸気品質）では、回転によって液膜内の乱流と界面変動が激しくなり、熱伝達が促進される。この傾向は回転周期が短いほど顕著になる。逆に、高 HTC（高蒸気品質）では、回転によって蒸気コアが圧縮され、液膜厚が増加するため（環状流における平均的な厚みの増加および遠心力による影響）、熱抵抗が上昇し、熱伝達が妨げられる。したがって、オフショア用途では適切な設計マージンを設けることが推奨される。図中の各データポイントは、独立した決定論的な数値シミュレーションケースに対応している。支配方程式の CFD 解には測定ノイズが含まれておらず、繰り返しの実験試験に固有の統計的分散は排除されている。そのため、統計分布に基づくエラーバーは適用できず、また必要もない。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

熱伝達係数のグラフ。回転周期での比較。10%の分散指標を含む。
図 14: 異なる回転振幅における熱伝達係数。図14では、静止状態のベースラインに対し、異なる回転振幅における時間平均熱伝達係数（HTC）を比較しています。回転振幅によってHTCは±10%の範囲で変動し、向上する場合と悪化する場合の両方が見られます。HTCが低い（蒸気質が低い）場合、回転は液膜の乱流と界面変動を強めることで熱伝達を促進し、特に振幅が大きいほどその傾向が顕著になります。逆に、HTCが高い（蒸気質が高い）場合、回転は蒸気コアを圧縮し、液膜を厚くするため（環状流における平均的な厚膜化および遠心力の影響による）、熱抵抗が増加し熱伝達が阻害されます。したがって、オフショアアプリケーションにおいては、適切な設計余裕を設けることが推奨されます。こちらのリンクをクリックして、この図の拡大版を表示してください。

物質フラックス蒸気圧力管径 (mm)巻き付け角 巻線径 (m)ローリング期間 (s)ローリング振幅 (m)
kg/(m2・秒)品質MPa°
350–5500.1–0.93–510422–52–3

表 1：シミュレーション動作条件。 表 1に、実際の工業プロセス15の液化セクションにおける軽質炭化水素混合物のシミュレーション条件をまとめる。作動流体はメタン、プロパン、イソペンタン、エチレン、窒素で構成され、モル比は55.314:1.407:0.04:23.709:19.53である。計算コストを最小限に抑えつつ、あらゆる動作条件下における均質混合物の非線形挙動を正確に捉えるため、NIST REFPROPに基づく物性値を使用した。

ディスカッション

シミュレーションの信頼性を確保するために不可欠な3セクション構成は、テストセクションの上流で十分に発達した流れの条件を形成し、出口での逆流を抑制することで、予測結果の精度を最適化します。この観点は、水平管に関する先行研究1にも反映されています。本研究における格子生成プロセスでは、第1層のメッシュ高さ、境界層の数、および最小直交品質の要件が同様に重要であり、これらはシミュレーション結果の精度に直接影響します。質量フラックス、蒸気乾度、および飽和圧力は、凝縮熱伝達と圧力損失に大きな影響を与えます。質量フラックスを増加させると、蒸気速度と界面せん断が増大し、その結果、熱伝達係数と摩擦圧力損失の両方が増加します。また、蒸気乾度を高めることで界面せん断が強まり、層状流から環状流やミスト流への遷移が促進されます。対照的に、飽和圧力を上げると、熱伝達係数と摩擦圧力損失の両方が低下します。これらの傾向は、一般的に炭化水素の凝縮に関する先行の実験的および数値的研究6,7,8,9,13と一致しています。非共沸混合物の場合、気液界面近傍での成分再分配によって生じる追加の物質伝達抵抗も考慮する必要があります10,11,12。

重要な知見は、回転運動が凝縮熱伝達を促進または阻害する可能性があるということである。調査した範囲内では、回転周期によって熱伝達性能は約±20%変化し、回転振幅は約±10%の変動をもたらす。この挙動は主に、液膜の乱れと膜厚変動の複合的な影響によるものである。乱れの増加または液膜の薄膜化は熱伝達を促進するが、乱れの減少または膜の厚膜化は熱伝達の阻害を招く。したがって、総合的な熱伝達応答は、これら2つのメカニズムの競合に依存する。本手法を適用する際には、いくつかの数値計算上の問題に留意する必要がある。予測される熱伝達と圧力損失は液膜厚と界面挙動に敏感であるため、壁近傍の十分なメッシュ解像度と適切なタイムステップが必要である。さらに、収束性の評価を残差のみで行うべきではない。数値的な振動と実際の回転に起因する変動を区別するためには、温度、圧力、蒸気体積分率、圧力損失を含む主要な物理量も監視する必要がある。

しかしながら、本研究で検討された横揺れ条件は限定的であり、動的な運転条件が凝縮性能に及ぼす影響をより包括的に理解するためには、さらに広範なパラメータ調査が必要です。実際の洋上LNGアプリケーションでは、熱交換器は船舶の動きによって、横揺れ、縦揺れ、偏揺れが組み合わさった複雑な6自由度運動を受ける可能性があります。これらの動的効果は、ヘリカル管内部の重力場、二次流れ構造、および液膜分布を絶えず変化させ、それによって局所的な熱伝達および圧力損失特性に影響を及ぼします。したがって、今後の研究では、異なる揺動振幅、周波数、および運動方向の複合的な影響を調査し、海洋環境下におけるヘリカルコイル熱交換器のより完全な性能評価フレームワークを構築する必要があります。

さらに、本研究で採用した作動流体と、実際の工業用LNGプロセスで使用される非共沸炭化水素混合物との違いを考慮すると、実際の運転データを用いたさらなる検証が必要である。実際のLNGシステムにおいて、混合冷媒は通常、多成分間の相互作用により、顕著な温度グライドと複雑な相平衡挙動を示す。これらの特性は、凝縮メカニズム、界面物質伝達、および局所的な熱物性に影響を及ぼす可能性がある。本モデルは一般的な流れと熱伝達の傾向を予測することに成功しているが、モデルの信頼性をさらに検証し、工業的条件への適用性を向上させるには、窒素/メタン/エチレン/プロパン/イソペンタン混合物などの実用的な5成分混合冷媒を用いた実験的調査が必要である。

さらに、高蒸気乾度のアニュラーミスト流条件下における選択した乱流モデルの適用性については、さらなる検討が必要です。この流動様式では、激しい界面変形、液滴の同伴、および強烈な乱流相互作用が発生する可能性があり、その結果、蒸気コアと液相の間で運動量およびエネルギー交換の複雑なメカニズムが生じます。従来の乱流モデルでは、これらの高度に異方的な二相流特性を予測する際に不確実性が導入される可能性があります。したがって、今後の研究では、極限的な運転条件下での予測精度を向上させるために、高度な乱流モデル、改善された界面力相関式、または界面解像数値法の検討が考えられます。また、本研究で調査した範囲（3–5 MPa）を大幅に超える運転圧力における数値結果の信頼性についても、追加の実験データによるさらなる検証が必要です。圧力変動は冷媒の熱物理的性質、相平衡特性、および凝縮挙動に強く影響し、数値予測と実際の性能との間に乖離が生じる可能性があります。同様に、本研究では 350–550 kg/(m2·s) の範囲の質量流束を調査しましたが、LNG熱交換器はより高い質量流束で運転される場合があります。提案した数値モデルが、より高い質量流束においても十分な精度と汎用性を維持できるかどうかは、今後の実験的および数値的な研究を通じて確認する必要があります。

これらの限界はあるものの、本研究はLNG用途のヘリカルコイル熱交換器の設計および最適化に向けた、有意義な理論的洞察と定量的な指針を提供するものである。調査した運転範囲内において、設計余裕を約20%増加させることで、ローリング条件による性能低下を効果的に補填でき、オフショアの動的環境における信頼性の高い運転を確保するための実用的な工学的アプローチとなる。これらの知見は、運動条件下におけるスパイラルコイル熱交換器内の凝縮特性への理解を深めるだけでなく、より効率的で堅牢なLNG熱伝達システムの開発に向けた貴重なリファレンスとなる。

開示事項

著者らは、本論文で報告された研究に影響を及ぼしたと考えられる既知の競合する金銭的利益や個人の関係がないことを宣言します。

謝辞

本研究は、遼寧省教育庁大学基礎研究プロジェクト（Xianshi Fang：LJ212512594008）、および瀋陽工業製品試験技術および知的試験設備重点研究室（JC2503, JC2512）の支援を受けています。

材料

この記事で使用された材料の一覧
名前会社カタログ番号コメント
FluentANSYS2020r1シミュレーションソフトウェア
SpaceClaimANSYS2020r1モデリングソフトウェア

参考文献

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  2. Yu J, Huo R, Shen H, et al. A simulation study on the condensation flow and thermal control characteristics of mixed refrigerant in a dimpled tube. Appl Therm Eng. 2023;120889.
  3. Li J, Hu H, Wang H. Numerical investigation on flow pattern transformation and heat transfer characteristics of two-phase flow boiling in the shell side of LNG spiral wound heat exchanger. Int J Therm Sci. 2020;152:106289.
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  5. Fang X, Qiu G, Li Q, et al. A new heat transfer correlation based on flow patterns for hydrocarbon refrigerants condensation flow. Case Stud Therm Eng. 2024;56:104244.
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  9. López-Belchí A, Illán-Gómez F, García-Cascales JR, et al. Condensing two-phase pressure drop and heat transfer coefficient of propane in a horizontal multiport mini-channel tube: experimental measurements. Int J Refrig. 2016;68:59-75.
  10. Smit FJ, Meyer JP. Condensation heat transfer coefficients of the zeotropic refrigerant mixture R-22/R-142b in smooth horizontal tubes. Int J Therm Sci. 2002;41:625-630.
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  14. Qiu GD, Cai WH, Wu ZY, et al. Numerical simulation of forced convective condensation of propane in a spiral tube. J Heat Transfer. 2015;137:041502.
  15. Fang X, Guo Z, Tang K, et al. Numerical Study on Condensation Flow and Heat Transfer of Hydrocarbon Mixtures in Inclined Tubes under Static and Swaying Conditions. Front Heat Mass Transf. 2026; 24(2):18.

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