JP2022085297A - 蒸発器、および、蒸発器を備えるシステム - Google Patents

Abstract

【課題】装置の大型化を抑えつつ、高い効率で蒸発を行う。【解決手段】蒸発器は、液体が流れる蒸発流路と、熱媒体が流れ、前記蒸発流路と熱交換して、前記蒸発流路を前記液体の沸点以上の温度に昇温させる熱媒流路と、前記蒸発流路に前記液体が流入する入口部に設けられ、前記蒸発流路内で凝縮しない不凝縮性ガスを前記液体に混合して、前記蒸発流路内で前記不凝縮性ガスの気泡を発生させる混合部と、を備える。【選択図】図２

Description

本開示は、蒸発器、および、蒸発器を備えるシステムに関する。

水等の液体を蒸発させる蒸発器に関して、種々の構成が知られている。例えば、特許文献１には、高温水蒸気電解に供給する水蒸気を得るための装置として、水と、９００℃程度の高温で水蒸気を電気分解して得られた高温の水素含有ガスと、を熱交換し、あるいは原子炉の熱を用いることで、水蒸気の生成や予熱を行う装置が開示されている。

特開２０１０－９０４２５号公報

しかしながら、蒸発のための熱源として、比較的温度が低い熱源を用いる場合には、比較的温度が高い熱源を用いる場合に比べて蒸発の効率が低くなるため、蒸発器を大型化する必要が生じるという問題があった。そのため、比較的温度が低い熱源を用いる場合であっても、装置の大型化を抑えつつ、高い効率で蒸発を行う技術が望まれていた。

本開示は、以下の形態として実現することが可能である。
（１）本開示の一形態は、蒸発器であって、液体が流れる蒸発流路と、熱媒体が流れ、前記蒸発流路と熱交換して、前記蒸発流路を前記液体の沸点以上の温度に昇温させる熱媒流路と、前記蒸発流路に前記液体が流入する入口部に設けられ、前記蒸発流路内で凝縮しない不凝縮性ガスを前記液体に混合して、前記蒸発流路内で前記不凝縮性ガスの気泡を発生させる混合部と、を備える。
この形態の蒸発器によれば、蒸発流路の入口部において不凝縮性ガスを混合して、蒸発流路内で不凝縮性ガスの気泡を発生させるため、蒸発界面を増大させて蒸発の効率を高めることができる。そのため、熱媒体の温度が比較的低く、例えば蒸発流路内の温度条件が非沸騰域となる場合であっても、蒸発の効率を高めて、蒸発器の大型化を抑えることができる。
（２）上記形態の蒸発器において、前記蒸発流路内において前記液体と前記不凝縮性ガスとは、スラグ流を形成することとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、流体流れをスラグ流とすることで、熱移動や物質移動が促進され、熱抵抗成分が低減されるため、蒸発の効率をさらに向上させることができる。
（３）上記形態の蒸発器において、不凝縮性ガスは、前記液体の蒸気よりも拡散速度が速いこととしてもよい。この形態の蒸発器によれば、不凝縮性ガスとして、液体の蒸気よりも拡散速度が速いガスを用いることで、液体の蒸気の物質流束を増大させて、液体の蒸発を促進することができる。
（４）上記形態の蒸発器において、前記蒸発流路において前記液体と接する流路壁面の粗度Ｋが、１．１以上であることとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、流路壁面の接触角が低下して、濡れ広がり速度が増大するため、高ボイド率となる蒸発流路の出口部近傍において、流路壁面上の液膜の消失（ドライアウト）を抑えて、蒸発器の蒸発速度を高めることができる。
（５）上記形態の蒸発器において、前記蒸発流路において前記液体と接する流路壁面は、前記液体よりも熱伝導率が高く、前記液体が内部に浸透する多孔質保水層を備えることとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、液水を多孔質保水層によって保水し、流路壁面上で蒸発界面がドライアウトすることを抑制することができる。このように蒸発界面が維持されることで、蒸発器の蒸発効率を高めることができる。
（６）上記形態の蒸発器において、前記蒸発流路として、複数の蒸発流路を備え、前記混合部は、前記蒸発流路の流路断面の径よりも小さな気泡径を有する前記不凝縮性ガスの微細気泡を前記液体内に発生させる微細気泡発生部を備え、前記蒸発器は、さらに、前記微細気泡が混合された前記液体を、複数の前記蒸発流路の各々の入口部に分配する分配部を備え、複数の前記蒸発流路の各々は、入口部において、流入した前記液体中の前記微細気泡を大きくする気泡合体部を備えることとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、複数の蒸発流路を備える蒸発器１０において、不凝縮性ガスを液水に混合する混合部を、蒸発流路ごとに個別に設ける必要がないため、装置構成を簡素化することができる。また、不凝縮性ガスを微細気泡の状態で液水に混合し、その後、分配部によって各蒸発流路に分配するため、各蒸発流路に供給する液水と不凝縮性ガスの混合比を均一化することができる。さらに、液水に対して微細気泡の状態で不凝縮性ガスを混合しても、気泡合体部により気泡を大型化するため、蒸発流路内において速やかにスラグ流を形成させることが可能になる
（７）上記形態の蒸発器において、前記蒸発流路は、出口部において、前記蒸発流路内を流れる液滴を捕集する液滴捕集部を備えることとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、蒸発流路内で液滴が発生する場合であっても、液滴捕集部で液滴を捕集して気化させることにより、蒸発流路の出口における蒸気クオリティχを１に近づけて、蒸発流路からの液滴の排出を抑えることが可能になる。その結果、蒸発器による定常的で安定した蒸気供給が可能になる。
（８）上記形態の蒸発器において、前記液滴捕集部は、前記蒸発流路の流れ方向に垂直な方向から見て千鳥状に配置された複数のリブを備えることとしてもよい。この形態の蒸発器によれば、液滴捕集部を設けることに起因する圧力損失を低減することができる。
（９）本開示の他の一形態によれば、上記形態の蒸発器を備えるシステムが提供される。このシステムは、前記蒸発器の前記混合部に前記不凝縮性ガスを供給すると共に、前記蒸発流路の出口部から排出される前記蒸気と前記不凝縮性ガスとの混合ガスに、前記不凝縮性ガスをさらに供給する不凝縮性ガス供給部と、前記蒸発器に前記液体を供給する液体供給部と、前記不凝縮性ガス供給部が前記蒸発器に供給する前記不凝縮性ガスの量、および、前記液体供給部が前記蒸発器に供給する前記液体の量を調節する制御部と、を備え、前記制御部は、前記蒸発器から排出されるガス中の不凝縮性ガスと前記液体の蒸気との割合を、予め定めた範囲にしつつ、前記蒸発流路内における流動状態が所望の状態となるときの条件として予め定めた条件を満たすように、前記混合部に供給する前記不凝縮性ガスの量と、前記混合ガスに供給する前記不凝縮性ガスの量と、の割合を調節する。
この形態の蒸発器によれば、蒸発器で蒸発させるべき液水量が変動する場合であっても、蒸発器から排出されるガス中の不凝縮性ガスと液体の蒸気との割合を、予め定めた範囲にしつつ、混合部に供給する不凝縮性ガスの量と、混合ガスに供給する不凝縮性ガスの量と、の割合を調節することで、蒸発流路内の流動様式を、所望の状態に調整することが可能になる。そのため、蒸気供給の不安定性を抑え、蒸発器で蒸発させる液水量の変動に対して、高い応答性で追従することができる。
本開示は、上記以外の種々の形態で実現可能であり、例えば、蒸発器を備えるシステムや、液体の蒸発方法や、蒸発器の制御方法などの形態で実現することが可能である。

蒸発器の外観の概略を表す斜視図。 蒸発器の内部に形成される流路構成と流路内の様子を模式的に表す説明図。 プール沸騰曲線を示した説明図。 飽和沸騰型蒸発の様子を模式的に表す説明図。 気液分離型界面蒸発の様子を模式的に表す説明図。 気体と液体の２相流がとり得る流動様式の例を示す説明図。 気体および液体の見かけ流速を座標軸とする流動様式線図の例を示す図。 気泡スラグと流路壁とが接する部分を拡大して模式的に示す説明図。 キャピラリー数Ｃａと無次元長さδｗ／ｄｅとの関係を示す説明図。 蒸発流路の代表直径ｄｅと薄液膜の厚みδｗとの関係を示す説明図。 ボイド率および蒸気クオリティχが流れ方向に変化する様子を示す説明図。 熱流束ｑｗが流れ方向に変化する様子を示す説明図。 気泡直径ｒと気泡浮上速度ｕｂとの関係を示したグラフ。 気泡スラグと流路壁とが接する部分を拡大して模式的に示す説明図。 蒸発駆動圧や気泡内の水蒸気分圧が流れ方向に変化する様子を示す説明図。 実施例と比較例の蒸発器を比較した結果を示す説明図。 粗面化により接触角が低減されることを示す説明図。 粗面化により濡れ広がり速度が増大することを示す説明図。 ｃｏｓθ₀－ｃｏｓθｗプロットを示す説明図。 流路壁上に多孔質保水層が設けられた様子拡大して模式的に示す説明図。 気泡直径ｒと気泡浮上速度ｕ_bとの関係を示したグラフ。 多孔質保水層に液水が浸透する速度を数値解析した結果を表す図。 蒸発流路内における液相スラグの様子を模式的に表す説明図。 第４実施形態の蒸発器の概略構成を模式的に表す説明図。 蒸発流路３０内でドライアウトが生じる様子を模式的に表す説明図。 蒸発流路３０内でドライアウトが生じる様子を模式的に表す説明図。 蒸発流路の出口部近傍を拡大した様子を示す説明図。 蒸発流路におけるＡ－Ａ断面の様子を表す断面模式図。 蒸発器を備えるシステムの概略構成を表す説明図。 不凝縮性ガスの供給の態様により流動状態が変化することを表す説明図。 不凝縮性ガスの供給の態様により流動状態が変化することを表す説明図。 蒸発流路における流れ方向の温度分布の様子を示す説明図。 第６実施形態の蒸発器の構成を示す説明図。 隔壁温度勾配の許容される範囲を示す説明図。 蒸気温度勾配の許容される範囲を示す説明図。 分配供給制御処理ルーチンを表すフローチャート。

Ａ．第１実施形態：
（Ａ－１）蒸発器の構成：
図１は、第１実施形態における蒸発器１０の外観の概略を表す斜視図である。また、図２は、蒸発器１０の内部に形成される流路構成と流路内の様子を模式的に表す説明図である。図１、図２、および、蒸発器に係る構成を示す後述する各図には、方向を特定するために、互いに直交するＸＹＺ軸を示している。各図に示されるＸ軸、Ｙ軸、Ｚ軸は、それぞれ同じ向きを表す。本願明細書においては、Ｚ軸は鉛直方向を示し、Ｘ軸およびＹ軸は水平方向を示している。なお、図１、図２、および後述する各部の構成を表す図は、各部の配置を模式的に表しており、各部の寸法の比率を正確に表すものではない。

蒸発器１０は、熱媒体を用いて液体を加熱して気化させる装置である。本実施形態では、気化させる液体として水（液水）を用いており、水と熱媒体とを熱交換させることにより水を気化させる。蒸発器１０は、水が流れる蒸発流路３０を複数備えると共に、蒸発流路の壁面を形成する流路壁３２を介して蒸発流路内の流体と熱交換する熱媒体が流れる熱媒流路３１を備える（図２参照）。本実施形態の蒸発器１０は、各蒸発流路３０が、数百マイクロメートルから数ミリメートルの長さの流路直径（代表直径）を有するマイクロリアクタとして形成されている。また、蒸発器１０が備える蒸発流路３０は、水が鉛直上方に流れる垂直管路として形成されている。なお、蒸発流路３０が垂直管路であるとは、蒸発流路３０の軸線方向が鉛直方向（Ｚ軸方向）と平行であるものに加えて、蒸発流路３０の軸線方向と鉛直方向とのなす角度が２０°以下のものも含むものとする。また、本実施形態では、熱媒体は、熱媒流路３１内を鉛直下方に流れる。さらに、本実施形態では、蒸発流路３０には、水に加えて不凝縮性ガスが供給される。不凝縮性ガスとは、蒸発器１０が使用される環境下において、蒸発流路３０内で凝縮しない気体であり、本実施形態では、不凝縮性ガスとして水素を用いている。

図１に示すように、蒸発器１０は、蒸発流路３０および熱媒流路３１が形成された熱交換部２０と、熱交換部２０の鉛直下方側に配置されて、各蒸発流路３０に水と不凝縮性ガスとを分配する入口マニホールド部２２と、熱交換部２０の鉛直上方に配置されて、各蒸発流路３０から排出されるガスが集合する出口マニホールド部２６と、を備える。また、蒸発器１０は、入口マニホールド部２２に接続されて、各蒸発流路３０に分配する水を入口マニホールド部２２に供給する第１水供給路２３と、入口マニホールド部２２に接続されて、各蒸発流路３０に分配する不凝縮性ガスを入口マニホールド部２２に供給する第１ガス供給路２４と、を備える。また、蒸発器１０は、出口マニホールド部２６に接続されて、各蒸発流路３０から排出されたガスを、蒸発器１０の下流の装置に導く第１ガス排出路２７を備える。さらに、蒸発器１０は、出口マニホールド部２６の近傍に接続されて、熱交換部２０内の熱媒流路３１に熱媒体を供給する熱媒供給路２８と、入口マニホールド部２２の近傍に接続されて、熱媒流路３１から排出される熱媒体を蒸発器１０外部に導く熱媒排出路２９と、を備える。

図２に示すように、各蒸発流路３０は、鉛直下方側の端部において、第１水供給路２３から分岐して入口マニホールド部２２内に形成された第２水供給路３３が接続されており、第２水供給路３３から供給された水は、各蒸発流路３０内を鉛直上方に流れる。また、各蒸発流路３０は、鉛直下方側の端部において、第１ガス供給路２４から分岐して入口マニホールド部２２内に形成された第２ガス供給路３４が接続されており、第２ガス供給路３４から供給された不凝縮性ガスは、各蒸発流路３０内で水に混合されて鉛直上方に流れる。蒸発流路３０に水が流入する入口部に設けられ、第２水供給路３３に第２ガス供給路３４が接続される部位を、「混合部３５」と呼ぶ。混合部３５において水に不凝縮性ガスが混合されることにより、蒸発流路３０内では、不凝縮性ガスの気泡が発生する。また、各蒸発流路３０内を流れる水は、熱媒流路３１内の熱媒体によって加熱されて、沸点以上の温度に昇温されて気化する。このような水の気化は、上記した不凝縮性ガスの気泡中で生じ、気泡を成長させる。図２では、熱媒体から流路壁３２を介して伝えられる熱を、白抜き矢印によって示している。

各蒸発流路３０の鉛直上方側の端部には、第２ガス排出路３７が接続されており、各第２ガス排出路３７は、集合して第１ガス排出路２７となる。蒸発流路３０内では、上記したように水蒸気が加わることによって不凝縮性ガスの気泡が成長しながら上昇し、蒸発流路３０の鉛直上方側端部では、不凝縮性ガスと水蒸気の混合気体が、各第２ガス排出路３７へと排出される。

（Ａ－２）蒸発流路内での気液２相流の流動について：
（Ａ－２－１）気液２相流がとり得る流動様式と蒸発の態様：
本実施形態の蒸発器１０では、蒸発流路３０内において、不凝縮性ガスの気泡に水蒸気が加わって気泡が成長しつつ上昇するが、望ましい形態として、水と不凝縮性ガスとの気液２相流がスラグ流を形成する形態が挙げられる。以下では、本実施形態の蒸発器１０における水と不凝縮性ガスが流れる気液２相流の態様の説明に先立って、まず、一般的な気液２相流がとり得る流動様式について説明する。

図３は、液体の沸騰現象の推移を表すプール沸騰曲線を示した説明図である。横軸は、「過熱度ΔＴｓ」を示し、縦軸は、伝熱面から液体へ単位時間あたりに伝えられる熱の量である「熱流束ｑ」を示す。また、プール沸騰曲線の勾配は、沸騰熱伝達率（蒸発熱伝達率）α_TP［Ｗ／ｍ²／Ｋ］を示す。上記した過熱度ΔＴｓは、下記の（１）式で表される。

ΔＴｓ＝Ｔｗ－Ｔｓ … （１）

（式中、Ｔｗ［Ｋ］は伝熱面の温度（流体の流路の壁面温度）を表し、Ｔｓ［Ｋ］は流体の飽和温度を表す。）

図３において、点Ａと点Ｂ（沸騰開始点）との間は非沸騰域である。非沸騰域では、熱源より熱交換器の流路壁を介して液水へと伝熱し、液水の熱伝導と自然対流（強制対流沸騰の場合は強制対流熱伝達を含む）により蒸発が主体となる気液界面（垂直管路の場合は気相と液相とを分離する界面）へと伝熱し、蒸発が行われる。流路の壁面温度Ｔｗの上昇に伴いΔＴｓが増大すると、非沸騰域から、点Ｂ（沸騰開始点）と点Ｄ（バーンアウト点）との間の核沸騰域へと移行する。核沸騰域では、溶存ガスや壁面に付着していた微小気泡を核として、液水内で流路壁より沸騰気泡が発生する。このとき、流路壁に発生する気泡の挙動、流路壁からの気泡離脱による熱や物質移動の促進により、流路壁近傍の液水は非沸騰域と比較して高い熱伝達率となる。すなわち、プール沸騰曲線の勾配が増大する。核沸騰域において過熱度ΔＴｓを上昇させると、流路壁近傍の気泡量が増大して点Ｄ（バーンアウト点）で最大熱流束となり、さらに過熱度ΔＴｓを上昇させると、点Ｄと点Ｅ（ライデンフロスト点）との間の遷移沸騰域、点Ｅ以降の蒸気膜沸騰域へと遷移する。

図４は、飽和沸騰型蒸発の様子を模式的に表す説明図であり、図５は、気液分離型界面蒸発の様子を模式的に表す説明図である。図４および図５において、第１実施形態の蒸発器１０の各部に対応する部分には、同じ参照番号を付した。図４に示すように、例えば、液体が水であって、熱媒流路３１を流れる熱媒体の温度が２５０℃以上のように比較的高く、過熱度ΔＴｓが点Ｂ（沸騰開始点）以上となる熱媒温度であって、顕熱量が蒸発熱量と比較して十分である場合には、熱交換式蒸発器における蒸発流路３０内における気化の状態は核沸騰（図３の点Ｂ－点Ｃ間）主体となる。すなわち、流路壁３２からの沸騰核の生成により気泡が生じて気液界面が増大し、高い熱伝達率となって蒸発が促進される。このとき、液水が存在する２相域と接触する流路壁面を通過する熱流束ｑが高いため、蒸発器の流路長さを短くすることができ、蒸発器を小型化することが可能になる。また、蒸発器における出力密度を向上させ、発生する蒸気量の応答性や始動性を向上させることができる。

これに対して、図５に示すように、例えば、液体が水であって、熱媒流路３１を流れる熱媒体の温度が１５０－２５０℃程度のように比較的低く、過熱度ΔＴｓが点Ｂ（沸騰開始点）未満となる熱媒温度であって、顕熱量が蒸発熱量と比較して十分ではない場合には、熱交換式蒸発器における蒸発流路３０内における気化の状態は界面蒸発（図３の点Ａ－点Ｂ間）主体となる。このとき、流路壁３２を通過する熱流束ｑが比較的低くなり、水の熱伝導と自然対流により、気相と液相とを分離する気液界面Intに熱が伝えられて、気液界面Intにおいて水の蒸発が進行する。このように、界面蒸発では、蒸発面積および熱伝達率が小さくなるため、蒸発器を大型化する必要が生じる可能性がある。また、このとき、蒸発させるべき液体の量が増減する場合には、蒸発界面位置が上下動して内部温度分布が変化するため、蒸発器の応答性が低下する。

本実施形態の蒸発器１０では、混合部３５を設けて、蒸発流路３０の入口部において水に不凝縮性ガスを混合して不凝縮性ガスの気泡を連続的に発生させている。このように、蒸発流路３０内で不凝縮性ガスの気泡を上昇させることによって、熱媒体の温度が比較的低い非沸騰域（図３の点Ａ－点Ｂ間）であっても、気液界面を増大させ、水の蒸発を促進している。以下では、本実施形態の蒸発器１０における望ましい気液２相流の流動様式について説明する。

（Ａ－２－２）望ましい流動様式としてのスラグ流：
図６は、気体と液体の２相流がとり得る流動様式の例を示す説明図である。図６に示すパターン（ａ）は気泡流を表し、パターン（ｂ）はスラグ流を表し、パターン（ｃ）はスラグ環状流を表し、パターン（ｄ）は環状流を表す。流動様式は、流路の大きさや、流路管内の流動条件(温度，圧力，流量など)や、流体の物性（密度，粘性係数，表面張力など）等に応じて変化する。本実施形態の蒸発器１０のようなマイクロリアクタでは、一般に、液相の流速を一定にして、流入する気相の速度を増加させると、上記パターン（ａ）から（ｂ）（ｃ）（ｄ）の順で流動様式が変化する。

図７は、流動様式の遷移機構をモデル化し、気体および液体の見かけ流速（流量を管の断面積で割った値）を座標軸とする流動様式線図の例を示す図である。図７において、横軸は気相の見かけ流速Ｕ_GSを示し、縦軸は液相の見かけ流速Ｕ_ISを示す。図７において、領域（ａ）は、２相流が図６のパターン（ａ）の気泡流となる領域を示し、領域（ｂ）は、パターン（ｂ）のスラグ流となる領域を示し、領域（ｃ）はパターン（ｃ）のスラグ環状流となる領域を示し、領域（ｄ）は、パターン（ｄ）の環状流となる領域を示す。本実施形態の蒸発器１０では、蒸発流路３０は、スラグ流を形成可能な代表直径を有しており、蒸発流路３０内を２相流が上昇する際に、少なくとも一部の部位ではスラグ流が形成される。

特に、水のように表面張力が比較的大きい液体を流す流路において、流路直径が数百マイクロメートルから数ミリメートル程度である場合には、流路の微細化に伴い慣性力よりも界面張力の影響が強くなり、慣性力と界面張力の比を表す無次元数であるウェーバー数Ｗｅが小さくなる。ウェーバー数Ｗｅ＜０．０１となる流路直径では、流路断面にほぼ等しいサイズの断面形状を有する液水と気泡の塊が流路方向に交互に並んだスラグ流を形成することが知られている。ウェーバー数Ｗｅは、以下の（２）式で表される。

Ｗｅ＝ρｌ・ｄｅ・ｕ²／σ_L … （２）

（式中、ρｌ［ｋｇ／ｍ³］は水の密度を表し、ｄｅ［ｍ］は代表直径を表し、ｕ［ｍ／ｓ］は流速を表し、σ_L［Ｎ／ｍ］は水の表面張力を表す。）

以下では、スラグ流の形態について、さらに詳しく説明する。既述した図２では、蒸発流路３０内にスラグ流が形成される様子が示されている。混合部３５において水に不凝縮性ガスが混合されると、不凝縮性ガスは連続的に気泡４０を形成する。そして、気泡の界面で気化が進行することによって気泡内の水蒸気が増加して気泡が成長すると、気泡スラグ４２が形成される。なお、蒸発流路３０の軸線方向に並ぶ気泡スラグ４２間の部位は、液相スラグ４４と呼ぶ。

蒸発流路３０内でスラグ流が形成されるとき、気泡スラグ４２と流路壁３２との間には薄液膜４６が形成される。薄液膜４６が形成されることにより、気液界面が増大すると共に、流路壁３２近傍におけるせん断力により、液相スラグ４４から気泡スラグ４２周りの薄液膜４６へ液水供給され得る。このように、薄液膜４６では、流路壁３２とのせん断力により液水の循環流れを生じ、熱や物質の移動が促進され得る。

図８は、気泡スラグ４２と流路壁３２とが接する部分を拡大して模式的に示す説明図である。図８に示す各符号の示す内容は、以下の通りである。
Ａｅ［ｍ²］：蒸発流路３０の伝熱面積
Ａｆ［ｍ²］：薄液膜４６の表面の面積
ｑｗ［Ｗ／ｍ²］：熱流束
α_TP［Ｗ／ｍ²／Ｋ］：蒸発熱伝達率
λ_L［Ｗ／ｍ／Ｋ］：水の熱伝導率
δｗ［ｍ］：薄液膜４６の厚み
Ｔｗ［Ｋ］：流路壁３２の温度
Ｔｓ［Ｋ］：水の飽和温度

上記した各パラメータを用いて、蒸発流路３０内へと単位時間あたりに流れる熱量Ｑは以下の（３）式で表すことができる。

（３）式において、右辺の分母は、熱伝達と薄液膜４６の熱伝導を含む熱抵抗成分に相当する。（３）式より、薄液膜４６の面積Ａｆが大きいほど、また、薄液膜４６の厚みδｗが薄いほど、熱量Ｑの値が大きくなることが理解される。

図９は、慣性力と表面張力の比を表す液膜厚みの無次元数であるキャピラリー数Ｃａと、無次元長さδｗ／ｄｅとの関係を示す説明図であり、図１０は、蒸発流路３０の代表直径ｄｅと薄液膜４６の厚み（液膜厚み）δｗとの関係を示す説明図である。キャピラリー数Ｃａは、以下の（４）式で表され、無次元長さδｗ／ｄｅは、以下の（５）式で表される。

（式中、μ_L［Ｐａ・ｓ］は粘性係数を表し、σ_L［Ｎ／ｍ］は水の表面張力を表し、ｕ_b［ｍ／ｓ］は気泡浮上速度を表す。）

（式中、δｗ［ｍ］は液膜厚みを表し、ｄｅ［ｍ］は、代表直径を表し、α、β［-］は定数を表す。ただし、代表直径ｄｅ＝４×（流路断面積）／（濡れぶち長）。）

このように、スラグ流れにおける気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６の厚みは、キャピラリー数Ｃａと無次元長さδｗ／ｄｅで整理される。キャピラリー数Ｃａが小さくなるほど、慣性力よりも表面張力の影響が強くなるため、液膜厚みの無次元数δｗ／ｄｅは小さくなる。一例として、代表直径ｄｅ＝３．６４ｍｍ（流路幅２０ｍｍ、流路高さ２ｍｍの矩形断面）の場合、流路壁３２上に形成される気泡スラグ４２の周りの液膜厚みが７μｍ程度になると予測されることを、図１０において星印で示す。

蒸発流路３０においては、入口部から蒸発流路３０に供給される不凝縮性ガスと液水（被蒸発水）との供給量比によって、初期のボイド率（流体の単位体積あたりに含まれる気泡の割合）を調整することができる。ボイド率［-］を表す式を、（６）式として以下に示す。

図１１は、蒸発流路３０内でスラグ流が形成されるときにボイド率および蒸気クオリティχが流れ方向（Ｚ軸方向）に変化する様子を示す説明図である。図１１では、一例として、蒸発流路３０の入口部におけるボイド率を０．５５（入口部における不凝縮性ガスの体積流量：０．３４ｃｃ／ｍｉｎ、液水の体積流量：０．２８ｃｃ／ｍｉｎ）に設定して不凝縮性ガスを供給したときのボイド率および蒸気クオリティχの変化を数値解析した結果を示す。図１１において、横軸は、入口からの距離を蒸発流路３０全体の流路長で除した値を示す。また、図１１において、縦軸の左側には蒸気クオリティχ［-］を示し、縦軸の右側にはボイド率［-］を示す。蒸気クオリティχを表す式を、（７）式として以下に示す。

図１２は、蒸発流路３０内でスラグ流が形成されるときに、流路壁３２から蒸発流路３０内の流体へ単位時間あたりに伝えられる熱の量である「熱流束ｑｗ」が流れ方向に変化する様子を示す説明図である。図１２では、図１１と同様に蒸発流路３０の入口部におけるボイド率が０．５５となるように不凝縮性ガスを供給したときの、熱流束ｑｗの変化を、（３）式に示す関係等を用いて数値解析した結果を示す。図１２において、横軸は、入口からの距離を蒸発流路３０全体の流路長で除した値を示す。

「液水／不凝縮性ガス（水素）」の密度比は７１３／１である。図１１に示すように、蒸発流路３０の入口で不凝縮性ガスを混合した場合のボイド率の流れ方向の変化は、入口における０．５５から、出口に向かい曲線的に１まで増加する。また、図１１に示すように、蒸発クオリティχは、流れ方向下流に向かって直線的に増加し、出口部の手前で蒸気クオリティχは、ほぼ１に達する。蒸発クオリティχが直線的に増加する領域は、後述する図１２の領域（β）に対応し、熱流束ｑｗが高いレベルでほぼ一定となる領域である。このような領域では、液相スラグ４４と気泡スラグ４２とが交互に流動しながら液相スラグ４４から気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６に液水（被蒸発水）が供給されるため、高い熱流束ｑｗと、蒸発クオリティχの直線的な増加とを示す。

また、図１２に示すように、熱流束ｑｗは、流域（α）として示した入口近傍の領域では、下流側に向かって急激に高まる。この領域（α）は、蒸発流路３０の入口で生じた不凝縮性ガスの気泡４０が、気泡スラグ４２に成長する過程の領域と考えられ、「液相域」とも呼ぶ。また、熱流束ｑｗは、領域（α）の下流側端部から蒸発流路３０の出口部近傍まで、具体的には「入口からの距離／流路長」が０．１～０．８までの広い範囲である領域（β）において、高いレベルでほぼ一定となる。この領域（β）は、流体の流れ方向に並んで気泡スラグ４２が形成される領域と考えられ、「界面蒸発域」あるいは「２相域」とも呼ぶ。また、熱流束ｑｗは、領域（β）よりも下流である出口部近傍の領域（γ）において、低下する。この領域（γ）は、蒸発流路３０内の液水がほぼ蒸発した領域と考えられ、「気相域」とも呼ぶ。領域（β）から領域（γ）に向かって流体が流れると、ボイド率の増加に従い液相スラグ４４の体積は減少し、流路壁３２間をつなぐ液相スラグ４４のブリッジが破断した後、管状流れ（薄液膜４６のみ）へと推移し、蒸気クオリティ＝１で気相となるため、熱流束が低下すると考えられる。

このように、蒸発流路３０の出口部の近傍でボイド率が１となるように、入口部のボイド率を調整することで、蒸発流路３０全体で広く気泡スラグ４２を形成させて、薄液膜４６において蒸発を促進することができる。気泡スラグ４２内では、形成される薄液膜４６の蒸発界面より小さい温度差ΔＴｓ（蒸発流路側隔壁面温度Ｔｗ－水の飽和温度Ｔｓ）で蒸発が行われる。特に、蒸発流路３０内で流れ方向に蒸発が進行すると、ボイド率が増加するため蒸発界面の面積比（Ａｆ／Ａｅ）は大きくなり（気泡スラグ４２の伸長）、気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６（例えば、既述したように、代表直径ｄｅ＝３．６４ｍｍのときに厚みが７μｍとなる）により、熱抵抗成分である熱伝達抵抗や液膜熱伝導抵抗を低減することで、高い蒸発性能を得ることが可能となる。

蒸発流路３０の入口において不凝縮性ガスおよび液水を供給する場合、供給する不凝縮性ガス量が過剰であると、ガス流れの動圧（運動エネルギー）が過剰になることにより、蒸発流路３０内の液水が蒸発されないまま出口まで押し出される可能性が生じる。ここで、蒸発流路３０の入口で不凝縮性ガスにより形成される初期気泡（気泡サイズｒ_ini）の気泡浮上速度は、気泡の浮力と浮上による液水からの抗力とのバランスにより定まる。本実施形態では、このような気泡浮上速度よりも不凝縮性ガス流速が小さくなるように、不凝縮性ガスと液水との供給量を設定することで、不凝縮性ガスによる液水の押し出しを抑えた自発的なスラグ流形成を可能にしている。気泡の浮力と、気泡の浮上による液水からの抗力とがバランスする状態を表す式を、（８）式として以下に示す。（８）式において、左辺は、気泡の浮力を表す浮力項であり、右辺は、気泡の浮上による液水からの抗力を表す抗力項である。また、（８）式を、気泡浮上速度について解いた式を、（９）式として以下に示す。

（式中、ρ’［ｋｇ／ｍ³］は密度差を表し、ｇ［ｍ／ｓ²］は重力加速度を表し、ｒは気泡直径を表し、Ｃｄ［-］は抗力係数を表し、ｕｂは気泡浮上速度を表す。）

図１３は、（９）式に基づいて、気泡直径ｒと気泡浮上速度ｕ_bとの関係を示したグラフである。図１３に示す気泡直径ｒと気泡浮上速度ｕ_bとの関係から、例えば、図１３において星印で示すように、非加熱における代表直径ｄｅ＝３．６４ｍｍ（流路幅２０ｍｍ、流路高さ２ｍｍ）、流路長０．２５ｍで、初期気泡サイズｒ_iniを流路幅より小さい１４ｍｍとすると、浮上速度は０．１４ｍ／ｓ、滞在時間は２秒となる。本実施形態では、このようにして求められる浮上速度よりも小さい不凝縮性ガス流速となるように、不凝縮性ガスの供給量を設定することで、自発的なスラグ流を形成させている。これにより、液相スラグ４４が蒸発流路３０の出口から排出されること、すなわち、蒸発流路３０の出口においてボイド率が１未満になることを抑えて、安定した蒸発を可能にしている。

（Ａ－２－３）不凝縮性ガスによる拡散促進と、不凝縮性ガスの拡散速度：
本実施形態では、既述したように、蒸発流路３０の入口部で、水に対して不凝縮性ガスを混合すると共に、不凝縮性ガスとして、水蒸気よりも拡散速度が速いガスである水素を用いる。このように、不凝縮性ガスを混合することにより気泡内での拡散促進と、不凝縮性ガスとして特に水素のように水蒸気よりも拡散速度が速いガスを用いることによるさらなる拡散促進について、以下に説明する。

図１４は、気泡スラグ４２と流路壁３２とが接する部分を拡大して模式的に示す説明図である。図１４に示すように、気泡スラグ４２内における薄液膜４６上には、不凝縮性ガスと水蒸気の混合ガスによって形成されて濃度勾配が強い層である気体境膜４３が形成されている。薄液膜４６の界面における蒸発のメカニズムは、以下のようになる。気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６で蒸発が行われる際には、熱媒流路３１内の熱媒体から流路壁３２への熱伝達、および、流路壁３２における熱伝導を介して、薄液膜４６に熱が伝わる。蒸発流路３０内部の壁面温度Ｔｗにおける液膜の飽和蒸気圧と、気泡内部の水蒸気分圧と、の圧力差を、「蒸発駆動圧」と呼ぶ。この「蒸発駆動圧」と、「気体境膜４３における拡散抵抗」とにより、水蒸気の物質流束［ｋｇ／ｍ²］が決まる。薄液膜４６における界面蒸発量が多いと、蒸発潜熱により薄液膜４６の温度および蒸発流路３０内の壁面温度Ｔｗが低下し、熱供給量が低下する。そのため、蒸発流路３０内部の壁面温度Ｔｗにおける液膜の飽和蒸気圧と、水の飽和温度Ｔｓとの差であるΔＴｓは、最終的には一定の温度に飽和する。

蒸発流路３０内の各相の圧力について説明する。蒸発流路３０内の液相圧力は、流動抵抗（蒸発流路３０の下流側に接続される機器の圧力損失と、蒸発流路３０の圧力損失との和）と等価になる。気泡内のガス圧Ｐ_G［ｋＰａ］は、上記液相圧力と、蒸発流路３０内に形成される気泡の曲率と表面張力により決まるラプラス圧と、の和になる。この関係式を、（１０）式として以下に示す。

（式中、Ｐ_Lは液相圧力を示し、ΔＰはラプラス圧を示し、σ_Lは水の表面張力を示し、ｒは流路直径を示す。）

蒸発流路３０内において気泡の界面で蒸発が進行して、気泡（気泡スラグ４２）内の水蒸気量が増加しても、気泡は流れ方向に伸張するため、気泡内の全圧はラプラス圧のみが加算されることになる。そのため、気泡が下流に流れながら気泡内への水の蒸発が進行しても、気泡内の圧力増加は比較的小さくなる。例えば、気泡の曲率ｒ＝２０ｍｍとする場合にラプラス圧ΔＰは０．０６ｋＰａとなり、ラプラス圧ΔＰによる気泡内の圧力上昇分は、０．０６ｋＰａ以下になると考えられる。

図１５は、蒸発流路３０内で蒸発駆動圧や気泡内の水蒸気分圧が流れ方向に変化する様子を示す説明図である。図１５では、一例として、流路壁３２の温度であるＴｗが１８０℃、液相圧力Ｐ_Lが８．９ｋＰａであって、ラプラス圧ΔＰを０．０６ｋＰａとした場合について数値解析した結果を示している。図１５において、横軸は、入口からの距離を蒸発流路３０全体の流路長で除した値を示す。また、図１５において、縦軸の左側には蒸発界面からの拡散推進圧［ｋＰａ］を示し、縦軸の右側には気泡内の水蒸気分圧［ｋＰａ］を示す。図１５では、縦軸の右側の目盛りに対応して、破線（ｉ）として、流路壁３２の温度Ｔｗが１８０℃のときの飽和蒸気圧である１１５ｋＰａのラインを示しており、破線（ｉｉ）として、液圧Ｐ_Lが８．９ｋＰａであって、ラプラス圧ΔＰを０．０６ｋＰａであるときの気泡内のガス圧Ｐ_Gである１１０ｋＰａ（８．９ｋＰａ＋０．０６ｋＰａ＋大気圧）のラインを示している。

図１５では、蒸発流路３０内に不凝縮性ガスを混合する場合における気泡内の水蒸気分圧の変化と共に、蒸発流路３０内に不凝縮性ガスを混合する場合と混合しない場合のそれぞれについて、「蒸発界面からの拡散推進圧」を示している。「蒸発界面からの拡散推進圧」とは、流路壁３２の温度Ｔｗが１８０℃であるときの飽和蒸気圧１１５ｋＰａと、気泡内の水蒸気分圧との差であり、流路壁３２の温度Ｔｗが１８０℃であるときの蒸発駆動圧を示す。

既述したように、気泡が下流側に移動して気泡内への水の気化が進行しても、気泡内の圧力上昇はラプラス圧の上昇分だけであるため、気泡内の圧力上昇は小さい。そのため、蒸発流路３０内に不凝縮性ガスを混合しない場合、すなわち、気泡が水蒸気のみによって形成される場合には、図１５に示すように、流路壁３２の温度Ｔｗと気泡内の水蒸気分圧との差である「蒸発界面からの拡散推進圧」は、蒸発流路体で、比較的低いレベルでほぼ一定（５ｋＰａ）となり、このような蒸発駆動圧によって蒸発が進行する。

これに対して、蒸発流路３０内に不凝縮性ガスを混合する場合には、不凝縮性ガスを混合することにより、蒸発流路３０全体で、不凝縮性ガスを混合しない場合に比べて、気泡内の水蒸気分圧が低くなり（図１４参照）、「蒸発界面からの拡散推進圧」が高くなる。このとき、気泡が下流側に流れるに従って気泡内に気化する水蒸気量が増加するため、図１５に示すように、気泡内の水蒸気分圧は下流ほど増加（５２ｋＰａから９９ｋＰａへと増加）し、「蒸発界面からの拡散推進圧」は下流側ほど低下（６３ｋＰａから１６ｋＰａへと低下）するが、「蒸発界面からの拡散推進圧」は不凝縮性ガスを混合しない場合に比べて高いレベルが維持される。図１４および図１５では、流路壁３２の温度Ｔｗの飽和蒸気圧と気泡内の水蒸気分圧との差である蒸発駆動圧を、両矢印により示している。このように、本実施形態では、蒸発流路３０内に不凝縮性ガスを混合することによって、蒸発駆動圧を高め、気化効率を高めている。

また、本実施形態で不凝縮性ガスとして用いているガスは、水蒸気よりも拡散速度が速い水素である。このように、水蒸気よりも拡散速度が速い水素を不凝縮性ガスとして蒸発流路３０の入口に混合すると、蒸発流路３０内で気泡内への水の蒸発が進行する際に、水蒸気の自己拡散係数（０．２１ｃｍ²／ｓ）よりも、水素ガス中への水蒸気の相互拡散係数（０．６３ｃｍ²／ｓ）の方が高くなる。

既述したように、水蒸気の物質流速［ｋｇ／ｍ²］は、「蒸発駆動圧」と「気体境膜４３における拡散抵抗」とにより決まる。そのため、本実施形態では、蒸発流路３０の入口に不凝縮性ガスを混合することで、「蒸発駆動圧」を高めると共に、不凝縮性ガスとして水蒸気よりも拡散速度が速いガスを用いることで、拡散係数を高めて拡散抵抗を小さくし、水蒸気の物質流束［ｋｇ／ｓ］を増大させている。

以上のように構成された本実施形態の蒸発器１０によれば、蒸発器１０の入口部において不凝縮性ガスを混合して、蒸発流路３０内で不凝縮性ガスの気泡を発生させるため、蒸発界面を増大させて蒸発の効率を高めることができる。そのため、熱媒体の温度が比較的低く、蒸発流路３０内の温度条件が非沸騰域となる場合であっても、蒸発量を多く確保して、蒸発器１０の大型化を抑えることができる。

本実施形態の蒸発器１０では、特に、蒸発流路３０内でスラグ流を形成する。そのため、気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６において、熱移動や物質移動を促進し、熱抵抗成分を低減することにより、蒸発の効率を向上させる効果を高めることができる。また、不凝縮性ガスとして、水蒸気よりも拡散速度が速いガスを用いることで、水蒸気の物質流束を増大させて、蒸発を促進することができる。

図１６は、不凝縮性を混合する本実施形態の蒸発器１０の一例としての実施例の蒸発器と、不凝縮性ガスを用いない比較例としての蒸発器とについて、蒸発流量および出力密度を比較した数値解析結果を示す説明図である。図１６において、実施例の蒸発器では、蒸発流路３０に供給する流体における「不凝縮性ガス／液水」の体積比を１．２４とし、液水における不凝縮性ガスの溶存量を１７．６ｍＬ／Ｌとした。また、実施例、比較例共に、熱媒温度が比較的低い条件として、過熱度ΔＴｓ＝１０Ｋとし、同一体格（３．３Ｌ）の熱交換型蒸発器（並列な熱媒流路と蒸発流路の交互積層）とした。出力密度を表す式を、（１１）式として以下に示す。

図１６に示すように、比較例の蒸発器では、被蒸発水への溶存ガス量によるスラグ流形成を考慮しても、蒸発量は少なく（０．００１ｍｏｌ／ｓ）、低い出力密度（０．０１２ｋＷ／Ｌ）であった。これに対して、実施例の蒸発器では、蒸発流路３０内で気泡スラグ４２の周りに広くて薄い薄液膜４６を形成することで、流路流れ方向へ蒸発界面を拡大し、高い蒸発量（０．０２５ｍｏｌ／ｓ）と高出力密度（０．３ｋＷ／Ｌ）を得ることができた。

Ｂ．第２実施形態：
第２実施形態の蒸発器１０は、蒸発流路３０の流路壁面（内壁面）を粗面化したことを特徴とする。以下では、まず、流路壁面上で起こり得る液膜喪失（ドライアウト）について説明する。なお、第２実施形態において、第１実施形態と共通する部分には、同じ参照番号を付す。

蒸発流路３０内でスラグ流が形成されるときに液相スラグ４４は、気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６に被蒸発水を供給しながら流れ方向下流側に向かって間欠的に流動する。このような蒸発流路３０において、蒸発が進行し高いボイド率となる下流側では、薄液膜４６における蒸発速度が、薄液膜４６に対する液供給速度を上回り、時間的・空間的に断片的な液膜の消失（ドライアウト）が発生し得る。蒸発流路３０の流路壁面においてドライアウト面が生じると、ドライアウト面では、蒸発界面として寄与しないために総括的な蒸発速度が低下する。

第２実施形態の蒸発器では、上記したドライアウトを抑えるために、蒸発流路３０の流路壁面を粗面化している。ここで、例えばステンレス鋼によって形成される蒸発流路３０の流路壁３２が、平滑な伝熱面である場合には、平滑面上の液滴の接触角は、固相／気相／液相の３相界面における界面張力の固体表面方向の張力バランスにより決まることが知られている。このような関係を示すＹｏｕｎｇの式を、（１２）式として以下に示す。

（式中、θ₀は平滑面上の液滴の接触角を示し、γ_SV［ｍＮ／ｍ］は固相－気相間の表面張力を示し、γ_SL［ｍＮ／ｍ］は固相－液相間の表面張力を示し、γ_LV［ｍＮ／ｍ］は液相－気相間の表面張力を示す。）

平滑面が親水性（θ₀＜９０°、γ_SL－γ_SV＞０）であって、伝熱表面を粗面化した場合、固相－気相間と固相－液相間の界面張力差はより大きくなり（Ｋ倍）、その結果接触角は小さくなる。このような関係を示すＷｅｎｚｅｌの粗面濡れモデルを示す式を、（１３）式として以下に示す。（１３）式に示す「粗度Ｋ」は、以下の（１４）式で表され、「粗化率」「ラフネスファクター」とも呼ばれる。

（式中、θｗは粗面化した面上の液滴における見かけの接触角を示し、他は、（１３）式と同様である。）

Ｋ＝粗面化による実際の表面積／見かけの表面積 … （１４）

図１７は、粗面化により接触角が低減されることを示す説明図である。図１７では、一例として、粗面化伝熱面の粗度Ｋ＝１．３である場合について数値解析した結果を示している。図１７に示すように、粗面化により比表面積は増加するが、接触角は低下する。

粗面化により伝熱面の接触角を小さくすることにより、液相スラグ４４から気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６への液供給がしやすくなる。具体的には、蒸発流路３０の流路壁面は、粗度Ｋが１．１以上であることが望ましく、１．２以上であることがより望ましく、１．３以上であることがさらに望ましい。蒸発流路３０の流路壁３２の粗面化は、例えば、レーザ照射、プラズマ照射、ブラスト処理、化学エッチング、陽極酸化処理等により行うことができる。

マイクロリアクタを構成する蒸発流路３０における流路壁３２への液水の濡れ広がりは、液相スラグ４４の位置からの距離ｘに対する運動量方程式から、キャピラリー項と重力項とにより表される。流路壁３２への液水の濡れ広がりの速度を表す式を、（１５）式として以下に示す。

（式中、ｘ［ｍ］は液相スラグからの距離を示し、σ_L［Ｎ／ｍ］は水の表面張力を示し、θ［°］は接触角を示し、ｄｅ［ｍ］は代表直径を示し、ρ［ｋｇ／ｍ³］は水の密度を示し、ｇ［ｍ／ｓ²］は重力加速度を示し、γ_LV［ｍＮ／ｍ］は液相－気相間の表面張力を示す。）

（１５）式において、（２σ_L・ｃｏｓθ／ｄｅ）はキャピラリー項であり、（ρ・ｇ・ｘ）は重力項である。重力項は、液相スラグ４４の下方の気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６への供給力としてキャピラリー項に加算され、液相スラグ４４の上方の気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６への供給力としてキャピラリー項から減算される。キャピラリー項は、接触角θの余弦成分（ｃｏｓθ）の関数であり、接触角θが小さいほど、濡れ広がり速度は増大する。

図１８は、粗面化により濡れ広がり速度が増大することを示す説明図である。図１８では、図１７と同様に、粗面化伝熱面の粗度Ｋ＝１．３である場合について数値解析した結果を示している。図１８に示すように、粗面化により接触角が低下すると、濡れ広がり速度は増大する。

図１９は、ｃｏｓθ₀－ｃｏｓθｗプロットを示す説明図である。図１９では、図１７および図１８と同様に、ステンレス鋼製の蒸発流路３０の流路壁３２が平滑面である場合（Ｋ＝１）と、粗面化した面である場合（Ｋ＝１．３）とを示している。粗面化により右肩上がりのプロットとなり、蒸発流路３０内でスラグ流が形成されたときに、流路壁３２が平滑面であれば接触角度が５３．１°であるのに対して、粗面化により接触角度は３９．８°に低下する（図１９の星印参照）。そのため、平滑伝熱面に対する粗面化伝熱面への濡れ広がり速度比は、１．２８倍向上することができ（図１８参照）、高ボイド率となる領域（蒸発流路３０の出口部近傍の領域）における断片的な液膜の消失（ドライアウト）の発生を抑制し、高い蒸発速度を得ることができる。

Ｃ．第３実施形態：
第３実施形態の蒸発器１０は、流路壁３２の蒸発流路３０側表面を覆うように、多孔質保水層５０を設けたことを特徴とする。流路壁３２に多孔質保水層５０を設けることで、スラグ流の液相スラグ４４により輸送される被蒸発水を多孔質保水層５０によって保水し、流路壁３２の層厚みによる熱抵抗を抑えつつ、流路壁３２上で蒸発界面のドライアウトを抑制している。なお、第３実施形態において、第１実施形態と共通する部分には、同じ参照番号を付す。

図２０は、流路壁３２上に多孔質保水層５０が設けられた様子を気泡スラグ４２と共に拡大して模式的に示す説明図である。図２０に示すように、多孔質保水層５０内の空隙内に液相スラグ４４から液水が供給されて、供給された液水が上記空隙に浸透し充填される。これにより、多孔質保水層５０内の液水が薄液膜４６の少なくとも一部を構成する。このとき、薄液膜４６を介した蒸発界面への伝熱は、多孔質保水層５０と、多孔質保水層５０内に浸透した液水との複合熱伝導となる。多孔質保水層５０の空隙率ε[-]や多孔質保水層５０の厚みδp［ｍ］を設定することで、多孔質保水層５０における単位面積当たりの保水量と、液水が浸透された多孔質保水層５０における複合熱伝導率λｃとを調節することができる。多孔質保水層５０における単位面積当たりの保水量を表す式を、（１６）式として以下に示す。また、複合熱伝導率λｃを表す式を、（１７）式として以下に示す。

保水量［ｋｇ／ｍ²］＝ρl・δp・ε … （１６）

（式中、ρｌ［ｋｇ／ｍ³］は水の密度を表し、δp［ｍ］は多孔質保水層５０の厚みを表し、ε[-]は空隙率を表す。）

λｃ［Ｗ／ｍ・Ｋ］＝λｌ・ε＋ λｐ・（１－ε） … （１７）

（式中、λｌ［Ｗ／ｍ・Ｋ］は水の熱伝導率を表し、ε[-]は空隙率を表し、λｐ［Ｗ／ｍ・Ｋ］は多孔質保水層５０の熱伝導率を表す。）

多孔質保水層５０は、水の熱伝導率（０．６８Ｗ／ｍ・Ｋ）よりも高い熱伝導率を示す部材により構成することが望ましい。これにより、例えば多孔質保水層５０の厚みδpをより厚くして多孔質保水層５０の保水量を高めた場合であっても、多孔質保水層５０における熱抵抗を抑えて、流路壁３２と、液水が浸透された多孔質保水層５０の流路側表面と、の間の温度差を小さくすることができる。このような観点から、多孔質保水層５０は、例えば、アルミナ多孔質体（熱伝導率：３２Ｗ／ｍ・Ｋ）、金属／セラミックスサーメット（熱伝導率：１３Ｗ／ｍ・Ｋ）、多孔質炭化ケイ素（ＳｉＣ）コート（熱伝導率：２００Ｗ／ｍ・Ｋ）、多孔質窒化アルミニウム（ＡｌＮ）コート（熱伝導率：１５０Ｗ／ｍ・Ｋ）によって構成することが望ましい。

多孔質保水層５０においては、上記のように、液相スラグ４４から供給される液水が多孔質保水層５０の空隙内に供給されることが望まれる。そのため、多孔質保水層５０の目開きは、例えば３００μｍ以下とすることが望ましく、２５０μｍ以下とすることがより望ましい。また、多孔質保水層５０においては、空隙が目詰まりすること無く液水が供給されることが望まれる。そのため、多孔質保水層５０の目開きは、例えば１０μｍ以上とすることが望ましく、２０μｍ以上とすることがより望ましい。多孔質保水層５０の目開きは、例えば、多孔質保水層５０を構成する材料の親水性等を考慮して、適宜設定すればよい。

第３実施形態の蒸発器１０の蒸発流路３０内では、液相スラグ４４が下流側へと移動する際に、液相スラグ４４を構成する液水の一部が多孔質保水層５０に浸透される。このように、スラグ流が流れるときに多孔質保水層５０に液水が浸透される状態にするためには、液相スラグ４４から多孔質保水層５０への液水の浸透速度の方が、蒸発流路３０内での液相スラグ４４の移送速度よりも速い必要がある。蒸発流路３０内における液相スラグ４４の移送速度の範囲は、最小値が、蒸発流路３０の入口部において形成される不凝縮性ガスの気泡の気泡浮上速度であり、最大値が、蒸発流路３０の出口部でボイド率が１となるときの蒸気速度であると考えられる。

図２１は、図１３と同様にして、気泡浮上速度を表す（９）式に基づいて、気泡直径ｒと気泡浮上速度ｕ_bとの関係を示したグラフである。また、図２２は、一例として、蒸発流路３０に、目開きが１００μｍ、接触角が５３．１°の多孔質保水層５０を設けた場合に、多孔質保水層５０に液水が浸透する速度を数値解析した結果を表す図である。また、図２３は、蒸発流路３０内における液相スラグ４４の様子を模式的に表す説明図である。図２１および図２２では、図１３と同様に、代表直径ｄｅ＝３．６４ｍｍ（流路幅２０ｍｍ、流路高さ２ｍｍ）、流路長０．２５ｍとしている。以下では、図２１から図２３に基づいて、多孔質保水層５０内に液水が浸透する範囲を検討した例を説明する。

既述したように、液相スラグ４４の移送速度がとり得る最小値は、蒸発流路３０の入口部における不凝縮性ガスの気泡の気泡浮上速度であると考えられる。蒸発流路３０の入口では、不凝縮性ガスの気泡は比較的小さいと考えられるが、図２１において星印で示すように、入口部における気泡直径が、より大きく、例えば、代表直径と同じ３．６ｍｍであったとすると、気泡浮上速度は０．０７ｍ／ｓとなり、液相スラグ４４の移送速度がこのような値であると、蒸発流路３０における液相スラグ４４の通過時間は２９ｍｓとなる。

そこで、液相スラグ４４の出口部の速度である移送速度の最大値として、上記の値よりも十分に大きな１．２ｍ／ｓを設定する。また、図２３に示すように、蒸発流路３０の流路高さをｈ［ｍ］、隣り合う気泡スラグ４２間の最短距離をδ［ｍ］とすると、液相スラグ４４の長さは、「ｈ＋δ」で近似することができる。ここで、蒸発流路３０の下流側ほど最短距離δは０に近づくため、δを０、液相スラグ４４の流速を、上記した１．２ｍ／ｓとすると、蒸発流路３０における液相スラグ４４の通過時間は１．６ｍｓとなる。

図２２において、横軸は液相スラグ４４が蒸発流路３０の入口を離れてからの経過時間を示し、縦軸の左側には、多孔質保水層５０の厚み方向に液水が浸透する範囲である保水部厚み方向距離［ｍｍ］を示し、縦軸の右側には、多孔質保水層５０に液水が浸透する速度［ｍ／ｓ］を示す。図２２より、１．６ｍｓ経過後に、液水が多孔質保水層５０の厚み方向に浸透する距離は１．５ｍｍとなる。すなわち、液相スラグ４４の流速が、上記のように設定した最大速度となる場合であっても、多孔質保水層５０の厚みが１．５ｍｍ以内であれば、液相スラグ４４から供給される液水が多孔質保水層５０の厚み方向全体に浸透可能となる。

このように、蒸発流路３０において液水と接する流路壁３２の内壁面に多孔質保水層５０を設けることで、液相スラグ４４により輸送される液水を多孔質保水層５０によって保水し、流路壁３２上で蒸発界面がドライアウトすることを抑制することができる。そして、流路壁３２全体で蒸発界面が維持されることで、蒸発器１０全体の蒸発効率を高めることができる。

第３実施形態において、蒸発界面のドライアウトを抑える効果を高めるためには、多孔質保水層５０を構成する材料の親水性を高めて、多孔質保水層５０内への液水の浸透速度を高めることが望ましい。例えば、多孔質保水層５０は、接触角θが１０～２０°のセラミックス、あるいは金属とのサーメットから成る多孔質層とすることが望ましい。

Ｄ．第４実施形態：
図２４は、第４実施形態の蒸発器１１０の概略構成を模式的に表す説明図である。第４実施形態において、第１実施形態と共通する部分には、同じ参照番号を付す。

第４実施形態の蒸発器１１０は、第１実施形態の蒸発器１０と同様に、並列に接続された複数の蒸発流路３０内の流体と熱媒流路３１内の熱媒体とが熱交換して液水の蒸発が進行する熱交換部２０を備える。また、熱交換部２０の鉛直下方側に配置されて、各蒸発流路３０に水と不凝縮性ガスとを分配する入口マニホールド部２２を備える。図２４では、蒸発器１０の外観の概略を示す斜視図と共に、熱交換部２０における複数の蒸発流路３０の内部の構成を拡大して示す図と、蒸発流路３０の入口部近傍を拡大して示す図とを、併せて示している。

第４実施形態の入口マニホールド部２２では、第１水供給路２３を介して入口マニホールド部２２に供給された液水に対して不凝縮性ガスを混合する際に、第１ガス供給路２４に連通して設けられた微細気泡発生部６０によって、不凝縮性ガスが、微細気泡の状態で混合される。微細気泡は、蒸発流路３０の流路断面の径よりも小さな気泡径、具体的には、例えば数μｍ～数百μｍ程度の大きさの気泡径を有している。上記した流路断面の径とは、例えば代表直径とすることができる。ただし、微細気泡の気泡径は、流路断面の中心を通る径のうちの最も短い径よりも小さいことが望ましい。

微細気泡発生部６０は、例えば、第１ガス供給路２４に連続して入口マニホールド部２２内に設けられた不凝縮性ガスの流路の下流側端部において、ガスの放出口に配置された多孔質体（３次元的に連通する細孔を有する多孔質体）として構成することができる。微細気泡発生部６０は、入口マニホールド部２２内において、複数の蒸発流路３０の入口部と鉛直方向（Ｚ軸方向）に重なる広い範囲にわたって、複数設けられている。

また、第４実施形態の蒸発器１０は、入口マニホールド部２２内において、微細気泡発生部６０の鉛直上方側（＋Ｚ方向側）であって、微細気泡発生部６０と、各蒸発流路３０の鉛直下方端部と、の間に、メッシュ６２が配置されている。メッシュ６２は、蒸発器１０が備える複数の蒸発流路３０の入口部全体と、鉛直方向に重なる領域全体にわたって設けられており、微細気泡発生部６０が発生する微細気泡の気泡径よりも小さい目開きを有している。そのため、微細気泡発生部６０から放出された微細気泡は、液水内を上昇してメッシュ６２の下面（－Ｚ方向の面）にトラップされる。メッシュ６２の下面にトラップされた微細気泡は、容易に合体することなく、メッシュ６２の下面においてメッシュ面に沿って移動可能となる。その結果、微細気泡発生部６０から放出された微細気泡は、メッシュ６２の下面において、流れ方向（Ｚ軸方向）、および、メッシュ面方向（Ｘ－Ｙ面方向）全体に、均一に分配される。メッシュ６２の下面で滞留し、蓄積された微細気泡は、やがて、浮力によりメッシュ６２を通過して浮上し、各蒸発流路３０に供給される。このように、メッシュ６２の下面で一旦トラップされることにより、微細気泡発生部６０から放出された微細気泡は、液水と不凝縮性ガスとの混合比が均一化されて各蒸発流路３０に分配される。第４実施形態では、微細気泡発生部６０によって入口マニホールド部２２内の液水に微細気泡を混合する構造が、混合部３５を形成する。また、入口マニホールド部２２において、メッシュ６２は、複数の蒸発流路３０の各々に液水を分配する分配部を構成する。

第４実施形態における各々の蒸発流路３０には、入口近傍において、複数の気泡合体リブ６４が、液水の流れ方向（Ｚ軸方向）に複数段設けられている。図２４では、液水の流れ方向に３段の気泡合体リブ６４が設けられる様子を示すが、３以外の複数段としてもよい。各気泡合体リブは、蒸発流路３０の幅方向の内壁面において蒸発流路３０の高さ方向（Ｙ軸方向）にわたって、蒸発流路３０の流路断面の一部を塞ぐように形成されている。水平方向に隣り合う気泡合体リブ６４間の間隔は、流体の流れ方向の下流側ほど広く形成されている。そのため、メッシュ６２を経由して各蒸発流路３０に流入した気泡４０は、次第に間隔が広がる複数段の気泡合体リブ６４間を通過することで、気泡合体リブ６４の間隔に応じて気泡サイズが次第に大きくなる。このように気泡サイズが次第に大きくなることで、気泡合体リブ６４を通過した気泡４０は、速やかに気泡スラグ４２を形成することが可能になる。蒸発流路３０の入口近傍において複数の気泡合体リブ６４が設けられた部位は、「気泡合体部」とも呼ぶ。

第４実施形態によれば、複数の蒸発流路３０を備える蒸発器１０において、不凝縮性ガスを液水に混合する混合部を、蒸発流路３０ごとに個別に設ける必要がないため、装置構成を簡素化することができる。また、不凝縮性ガスを微細気泡の状態で液水に混合し、その後、メッシュ６２を用いて各蒸発流路３０に分配するため、各蒸発流路３０における圧力損失の違いによりガス分配が不均一化することや、脈動が生じることを抑え、液水と不凝縮性ガスの混合比を均一化して各蒸発流路３０に分配することができる。さらに、液水に対して微細気泡の状態で不凝縮性ガスを混合しても、気泡合体部により気泡を大型化するため、蒸発流路３０内において速やかに気泡スラグ４２を形成させることが可能になる。

Ｅ．第５実施形態：
第５実施形態の蒸発器１０は、蒸発流路３０の出口近傍において、液水を捕集する構造を設けて、蒸発流路３０からの液水の排出を抑えている。なお、第５実施形態において、第１実施形態と共通する部分には、同じ参照番号を付す。

図２５および図２６は、蒸発流路３０内において、薄液膜４６が消失するドライアウトが生じるときの様子を模式的に表す説明図である。ドライアウトは、既述したように、例えば、蒸発が進行して高いボイド率となる下流側において、薄液膜４６における蒸発速度が、薄液膜４６に対する液供給速度を上回るときに生じる。

図２５に示すように、ドライアウトが生じると、液相スラグ４４は、水の表面張力により蒸発流路３０の流路断面全体にわたってブリッジ状に形成される。ドライアウトにより、このようなブリッジ状の液相スラグ４４が形成されると、蒸発流路３０の下流側のように蒸気クオリティχが高い領域では（図１１参照）、比較的小さい液相スラグ４４は気泡スラグ４２の圧力によって破断されて、蒸発流路３０内を下流側に流れる液滴７２と、壁面に残された破断液膜７０と、に分離する（図２６参照）。また、液相スラグ４４は、蒸発流路３０の出口部近傍では環状流へと遷移し得るが、このときの蒸気流速は比較的速く、流路壁３２壁面にほぼ付着した液膜との間には強い流体せん断力が働くため、環状流の液膜から分離・剥離した液滴も発生し得る。上記のように、液相スラグ４４の破断や流動様式の遷移により発生する液滴のうち、一部は伝熱面に再付着して気化するものの、残りは蒸発流路３０の出口から排出され、出口マニホールド部２６などの蒸発流路３０の下流に設けられた配管等に付着する。このように、蒸発流路３０から排出された液滴が滞留し、蒸発流路３０よりも下流に設けられた加熱壁面などに接触すると、蒸発流路３０の外部で蒸発が非定常的に生成され、定常的で安定した蒸気供給が困難となる可能性がある。

図２７は、第５実施形態の蒸発器１０の熱交換部２０における複数の蒸発流路３０の内部の構成を拡大した様子と、蒸発流路３０の出口部近傍を拡大した様子とを、併せて示す説明図である。また、図２８は、図２７に示した蒸発流路３０におけるＡ－Ａ断面の様子を表す断面模式図である。図２７および図２８に示すように、第５実施形態における各々の蒸発流路３０には、出口近傍において、複数の液滴捕集リブ７４が設けられている。具体的には、複数の液滴捕集リブ７４が、流路の流れ方向に垂直な方向（Ｙ方向）から見たときに千鳥状になるように配置されている。すなわち、複数（本実施形態では２つまたは３つ）の液滴捕集リブ７４が、流れ方向に垂直な方向（Ｘ軸方向）に一定の間隔で配置されると共に、このような構造が、流れ方向（Ｚ軸方向）に複数段設けられ、任意の段に含まれる液滴捕集リブ７４は、流れ方向（Ｚ軸方向）から見たときに、上記任意の段に隣接する段に含まれて隣り合って設けられた液滴捕集リブ間に配置されている。各液滴捕集リブ７４は、図２８に示すように、蒸発流路３０の高さ方向（Ｙ軸方向）にわたって、蒸発流路３０の流路断面の一部を塞ぐように形成されている。また、各液滴捕集リブ７４は、図２７に示すように、蒸発流路３０の高さ方向（Ｙ軸方向）に見たときに円形となる形状に形成されているが、異なる形状としてもよい。これら複数の液滴捕集リブ７４から成る構造は、「液滴捕集部」とも呼ぶ。

図２７および図２８では、蒸発流路３０の流路幅をＷ［ｍｍ］、流路高さをｈ［ｍｍ］、各々の液滴捕集リブ７４のリブ径をｄｒ［ｍｍ］、隣り合う液滴捕集リブ７４の中心間の距離であるフィンピッチをｆｐ［ｍｍ］として示している。第５実施形態では、以下の（１８）式が成立するように、蒸発流路３０および液滴捕集リブ７４を形成している。

ｆｐ－ｄ＜ｈ … （１８）

すなわち、流路高さｈ［ｍｍ］とリブ径ｄｒ［ｍｍ］との和よりも小さいフィンピッチｆｐ［ｍｍ］にて千鳥状に複数の液滴捕集リブ７４を配置することで、流路高さｈ［ｍｍ］よりも径が小さい液滴７２を、液滴捕集リブ７４にてトラップすることを可能にしている。液滴７２は、液滴捕集リブ７４間に捕集されて静止すると、流路壁３２を介して熱媒流路３１から伝えられる熱によって蒸発する。

このような構成とすれば、液相スラグ４４の破断や流動様式の遷移等により蒸発流路３０内で液滴が発生する場合であっても、液滴捕集部で液滴を捕集して気化させることにより、蒸発流路３０の出口における蒸気クオリティχを１にして、蒸発流路３０からの液滴の排出を抑えることが可能になる。その結果、蒸発器１０による定常的で安定した蒸気供給ができる。

第５実施形態では、液滴捕集部を複数の液滴捕集リブ７４によって形成したが、異なる構成としてもよい。例えば、金属焼結体やフィルターを、各蒸発流路３０の出口部に配置する、あるいは、各蒸発流路３０の出口部を覆うように金属メッシュを配置する、等により、液滴捕集部を構成してもよい。ただし、第５実施形態のように、液滴捕集部を複数のリブによって構成するならば、液滴捕集部における圧力損失を低減することができるため、特に望ましい。

Ｆ．第６実施形態：
図２９は、第６実施形態における蒸発器１０を備えるシステム１５の概略構成を表す説明図である。第６実施形態において、第１実施形態と共通する部分には、同じ参照番号を付す。システム１５は、蒸発器１０と、液体供給部１２と、不凝縮性ガス供給部１３と、気体消費装置１４と、制御部１８と、を備える。

蒸発器１０は、第１実施形態の蒸発器１０と同様の構成としているが、他の実施形態の蒸発器を用いてもよい。液体供給部１２は、第１水供給路２３を介して、蒸発器１０に液水を供給する。不凝縮性ガス供給部１３は、第１ガス供給路２４を介して蒸発器１０の混合部３５に不凝縮性ガスを供給すると共に、第３ガス供給路２５を介して、蒸発器１０の出口部から排出される水蒸気と不凝縮性ガスとの混合気体（以下、単に「混合気体」とも呼ぶ）に不凝縮性ガスを供給する。

気体消費装置１４は、蒸発器１０から供給される混合気体を消費する装置である。本実施形態では、気体消費装置１４として、水蒸気電解装置を用いている。水蒸気電解装置は、水蒸気電解反応により水素を製造する装置である。

制御部１８は、論理演算を実行するＣＰＵやＲＯＭ、ＲＡＭ等を備えたいわゆるマイクロコンピュータで構成され、システム１５の各部の動作を制御する。制御部１８が実行する制御には、液体供給部１２が供給する液水の量の調節、および、不凝縮性ガス供給部１３が供給する不凝縮性ガスの量の調節が含まれる。このとき、制御部１８は、気体消費装置１４が要求する気体の量（気体消費装置１４の要求負荷）を取得すると共に、後述する温度センサ８４－８９のようなシステム１５の各部に設けたセンサ等から検出信号を取得する。

図３０および図３１は、不凝縮性ガス供給部１３による不凝縮性ガスの供給の態様により、蒸発流路３０内の流体流れの流動状態が変化することを表す説明図である。蒸発器１０は、気体消費装置１４が要求する量の気体（水蒸気）を気体消費装置１４に供給するように制御される。したがって、気体消費装置１４が要求する気体の量が増大するときには、蒸発器１０で生成する水蒸気量が増加され、気体消費装置１４が要求する気体の量が低下するときには、蒸発器１０で生成する水蒸気量が減少される。このとき、気体消費装置１４に供給されるガス中における水蒸気量と不凝縮性ガス量との割合は、予め定めた範囲に維持される。具体的には、水蒸気量と不凝縮性ガス量との割合が予め定めた値となるように、液水および不凝縮性ガスの蒸発器１０への供給が制御される。そして、不凝縮性ガス供給部１３は、気体消費装置１４に供給すべき不凝縮性ガスのうちの一部を、各蒸発流路３０の上流に設けた混合部３５に供給し、残余の不凝縮性ガスを、各蒸発流路３０の下流において、蒸発流路３０から排出される混合ガスに供給する。

なお、残余の不凝縮性ガスを混合ガスに供給する際には、蒸発器１０内部において各蒸発流路３０の出口部で供給してもよく、蒸発器１０の外部で供給してもよい。図３０、図３１、および後述する図３３では、各蒸発流路３０から混合ガスが排出される第２ガス排出路３７に追加混合部８２を設け、不凝縮性ガスを供給するための第４ガス供給路８０を追加混合部８２に接続している。また、図２９では、第３ガス供給路２５を介して、不凝縮性ガス供給部１３と第１ガス排出路２７とを接続している。

図３０は、気体消費装置１４が要求するガス量が比較的少ないとき（以下、低蒸気生成モードとも呼ぶ）に実行される流体供給の様子を示している。蒸発器１０に供給される液水量が少ないときには、各蒸発流路３０内において、流れ方向における比較的入口に近い位置で蒸発が完了して（蒸気クオリティχ＝１になり）、さらに下流側では気相熱交換となるため、流路壁３２の温度は、蒸発器１０に供給される熱媒体の温度と同等程度まで上昇し得る。すなわち、蒸発流路３０における流れ方向の温度分布は、入口側で急激に温度上昇して高いレベルになる分布を示す。このような温度分布を、蒸発流路３０の出口付近で蒸発クオリティχ＝１になる状態に近づけるためには、供給量が少ない液水を、蒸発流路３０内で流れ方向のより下流側へと移送し、界面蒸発域を下流側へと拡張する必要がある。第６実施形態のシステム１５は、低蒸気生成モードでは、蒸発流路３０の上流（以下、１段目とも呼ぶ）で供給する不凝縮性ガス量を増加させることにより、気泡スラグ長さ（気泡スラグ４２の流れ方向の長さ）を大きくして、液相スラグ４４を流れ方向に分配・拡張している。このとき、１段目の不凝縮性ガスの供給量の増加に伴い、蒸発流路３０の下流（以下、２段目とも呼ぶ）で供給する不凝縮性ガス量は減少される。これにより、蒸発流路３０における流れ方向の温度勾配を抑えつつ、水蒸気と不凝縮性ガスとを含むガスの安定供給が可能になる。

図３１は、気体消費装置１４が要求するガス量が比較的多いとき（以下、高蒸気生成モードとも呼ぶ）に実行される流体供給の様子を示している。蒸発器１０に供給される液水量が多いときには、蒸発流路３０内において、より多くの液相スラグ４４を流れ方向に移送する必要がある。第６実施形態のシステム１５は、高水蒸気生成モードでは、低蒸気生成モードよりも１段目における不凝縮性ガスの供給割合を小さくすることで、気泡スラグ長さをより小さくし、液相スラグ４４の量（液相スラグ輸送量）をより多くして、流れ方向に分配している。このとき、１段目の不凝縮性ガスの供給量の減少に伴い、２段目で供給する不凝縮性ガス量は増加される。これにより、蒸発流路３０における流れ方向の温度勾配を適正化しつつ、水蒸気と不凝縮性ガスとを含むガスの安定供給が可能になる。

図３２は、蒸発流路３０における流れ方向の温度分布の様子を概念的に示す説明図である。横軸は、蒸発流路３０における入口からの流れ方向の距離を示し、縦軸は、温度を示す。図３２において、「液相域」は、気泡スラグ４２が形成される前の領域を示し、「２相域」は、スラグ流が形成される領域を示し、「気相域」は、蒸発クオリティχが１に達した後の領域を示す。図３２では、隔壁温度分布と蒸気温度分布とを示しているため、これらについて以下に説明する。

図３３は、第６実施形態の蒸発器１０の構成として、不凝縮性ガスの供給量を１段目と２段目で変更する制御を行うための具体的な構成を、図２と同様にして示す説明図である。第６実施形態の蒸発器１０は、流路壁３２の温度（隔壁温度）を検出するための温度センサ８４－８６と、蒸発流路３０内の蒸気温度を検出するための温度センサ８７－８９と、を備える。

温度センサ８４－８６は、流路壁３２内において、上流側からこの順で配置されており、温度センサ８４と温度センサ８５との間の流れ方向の距離はδｘ１、温度センサ８５と温度センサ８６との間の流れ方向の距離はδｘ２である。図３３では、さらに、温度センサ８４の検出温度と温度センサ８５の検出温度との差をδＴｗ１、温度センサ８５の検出温度と温度センサ８６の検出温度との差をδＴｗ２、として示している。

温度センサ８７－８９は、蒸発流路３０内において、上流側からこの順で配置されており、温度センサ８７と温度センサ８８との間の流れ方向の距離はδｘ’１、温度センサ８８と温度センサ８９との間の流れ方向の距離はδｘ’２である。図３３では、さらに、温度センサ８７の検出温度と温度センサ８８の検出温度との差をδＴｓ１、温度センサ８８の検出温度と温度センサ８９の検出温度との差をδＴｓ２、として示している。

図３２では、上記のような温度センサを用いて測定した、流れ方向に沿った隔壁温度分布、および蒸気温度分布が示されている。各分布において、実線は、水の供給量が比較的多いとき（高水蒸気生成モード）を示し、破線は、水の供給量が比較的少ないとき（低蒸気生成モード）を示す。隔壁温度分布と蒸気温度分布のいずれにおいても、２相域よりも気相域の方が、温度勾配が大きくなる。また、特に気相域においては、高蒸気生成モードの方が低蒸気生成モードよりも温度勾配が大きくなる。図３２では、２相域の蒸気温度勾配を（δＴｓ／δｘ）_TPとして示し、気相域の蒸気温度勾配を（δＴｓ／δｘ）_GPとして示している。また、２相域の隔壁温度勾配を（δＴｗ／δｘ）_TPとして示し、気相域の隔壁温度勾配を（δＴｗ／δｘ）_GPとして示している。

第６実施形態では、温度センサ８４－８６の検出値から求められる隔壁温度勾配の平均値Ａｖｅ１、あるいは、温度センサ８７－８９の検出値から求められる蒸気温度勾配の平均値Ａｖｅ２を用いて、蒸発流路３０内の流動状態を判定し、所望の状態を維持するように、不凝縮性ガスの１段目の供給量と２段目の供給量の割合を変更している。隔壁温度勾配の平均値Ａｖｅ１は、以下の（１９）式で表され、蒸気温度勾配の平均値Ａｖｅ２は、以下の（２０）式で表される。

図３４は、隔壁温度勾配の許容される範囲を示す説明図である。本実施形態では、隔壁温度勾配の許容される範囲の下限値として、図３２に示した２相域の隔壁温度勾配（δＴｗ／δｘ）_TPに基づく値である（１＋α）・（δＴｗ／δｘ）_TPを設定している。また、隔壁温度勾配の許容される範囲の上限値として、図３２に示した気相域の隔壁温度勾配（δＴｗ／δｘ）_GPに基づく値である（１－α）・（δＴｗ／δｘ）_GPを設定している。隔壁温度勾配の平均値Ａｖｅ１が、上記した上限値と下限値の間であれば、温度センサ８４－８６を設けた下流域でも２相流が維持されるように、不凝縮性ガスの供給量の変化の応答性等に応じて、制御範囲係数αを適宜設定すればよい。例えば、制御範囲係数αは、０．０５～０．２の範囲で設定することができる。

図３５は、蒸気温度勾配の許容される範囲を示す説明図である。本実施形態では、蒸気温度勾配の許容される範囲の下限値として、図３２に示した２相域の蒸気温度勾配（δＴｓ／δｘ）_TPに基づく値である（１＋α）・（δＴｓ／δｘ）_TPを設定している。また、蒸気温度勾配の許容される範囲の上限値として、図３２に示した気相域の蒸気温度勾配（δＴｓ／δｘ）_GPに基づく値である（１－α）・（δＴｓ／δｘ）_GPを設定している。制御範囲係数αは、隔壁温度勾配の場合と同様に、蒸気温度勾配の平均値Ａｖｅ２が上記した上限値と下限値の間であれば、温度センサ８４－８６を設けた下流域でも２相流が維持されるように、適宜設定すればよい。

図３６は、システム１５の制御部１８が実行する分配供給制御処理ルーチンを表すフローチャートである。本ルーチンは、システム１５が起動されて蒸発器１０による気体消費装置１４への混合気体の供給の動作が開始された後に、制御部１８において繰り返し実行される。システム１５が起動されて蒸発器１０の動作が開始されるときには、まず、不凝縮性ガス供給部１３から第１ガス供給路２４を介して蒸発器１０に供給されるガス量が、蒸発流路３０内における温度センサ８４－８６が設けられた領域で２相域と気相域の境界が入るように予め定められた１段目ガス流量ｎｃ１［ｍｏｌ／ｓ］となるように、不凝縮性ガス供給部１３が制御される。さらに、不凝縮性ガス供給部１３から第３ガス供給路２５を介して蒸発器１０に供給されるガス量が、気体消費装置１４に供給すべき不凝縮性ガス量から１段目ガス流量ｎｃ１を減算した２段目ガス流量ｎｃ２［ｍｏｌ／ｓ］となるように、不凝縮性ガス供給部１３が制御される。

本ルーチンが起動されると、制御部１８のＣＰＵは、温度センサ８４－８６から検出値を取得する（ステップＳ１００）。その後、制御部１８は、（１９）式を用いて、隔壁温度勾配の平均値Ａｖｅ１を算出する（ステップＳ１１０）。ステップＳ１１０の後、制御部１８は、隔壁温度勾配のＡｖｅ１と、図３４に示した下限値（１＋α）・（δＴｗ／δｘ）_TPとを比較する（ステップＳ１２０）。Ａｖｅ１が下限値よりも小さいときには（ステップＳ１２０：ＹＥＳ）、制御部１８は、不凝縮性ガスの１段目供給量が減少するように、不凝縮性ガス供給部１３の制御変更を行い（ステップＳ１３０）、本ルーチンを終了する。不凝縮性ガスの１段目供給量を減少させることにより、液相スラグ輸送量を多くして、流れ方向に沿った隔壁温度分布の状態を望ましい状態に近づけることができる。ステップＳ１２０でＡｖｅ１が下限値以上であると判断されたときには（ステップＳ１２０：ＮＯ）、制御部１８のＣＰＵは、隔壁温度勾配のＡｖｅ１と、図３４に示した上限値（１－α）・（δＴｗ／δｘ）_GPとを比較する（ステップＳ１４０）。Ａｖｅ１が上限値以下であるときには（ステップＳ１４０：ＮＯ）、制御部１８は、本ルーチンを終了する。Ａｖｅ１が上限値よりも大きいときには（ステップＳ１４０：ＹＥＳ）、制御部１８は、不凝縮性ガスの１段目供給量が増加するように、不凝縮性ガス供給部１３の制御変更を行い（ステップＳ１５０）、本ルーチンを終了する。不凝縮性ガスの１段目供給量を増加させることにより、気泡スラグの流れ方向の長さを大きくして、液相スラグを流れ方向に分配・拡張し、流れ方向に沿った隔壁温度分布の状態を望ましい状態に近づけることができる。なお、制御部１８は、ステップＳ１３０およびステップＳ１５０で不凝縮性ガスの１段目供給量を変更したときには、２段目供給量が、気体消費装置１４に供給すべき不凝縮性ガス量から１段目供給量を減算した値となるように、不凝縮性ガス供給部１３の制御変更を行う。

図３６では、Ａｖｅ１を下限値と比較する動作を、上限値と比較する動作よりも先に行ったが、異なる順序であってもよい。また、図３６では、隔壁温度勾配を用いて不凝縮性ガスの供給量の制御を行ったが、既述した蒸気温度勾配を用いて、同様にして、不凝縮性ガスの供給量の制御を行ってもよい。制御部１８は、蒸発器１０から排出されるガス中の不凝縮性ガスと水蒸気との割合を、予め定めた範囲にしつつ、蒸発流路３０内における流動状態が所望の状態となるときの条件として予め定めた条件を満たすように、混合部３５に供給する不凝縮性ガスの量と、蒸発流路３０から排出される混合ガスに供給する不凝縮性ガスの量と、の割合を調節すればよい。なお、第６実施形態では、隔壁温度勾配を求めるための温度センサや、蒸気温度勾配を求めるための温度センサは、流れ方向に３つ設けたが、温度センサの数は、３以外の複数であってもよい。温度勾配の平均値を求めて判断するためには、センサの数は、３以上とすればよい。

このような構成とすれば、気体消費装置１４に供給すべきガス量が変動し、蒸発器１０で蒸発させる液水量が変動する場合であっても、気体消費装置１４に供給するガス中の不凝縮性ガスと水蒸気の割合を一定に保ちつつ、不凝縮性ガスの１段目供給量を変更することで、蒸発流路３０内の流動様式を、所望の状態に調整することが可能になる。その結果、低蒸気生成モードであっても、高蒸気生成モードであっても、蒸発流路３０内における液相域、２相域、気相域の分布の変更を抑えて、流れ方向の温度分布の変化を抑えることができる。そのため、蒸発器１０で蒸発させる液水量が変動する場合であっても、蒸発器１０内の温度調整の応答遅れに起因した蒸気供給の不安定性を抑え、蒸発器１０で蒸発させる液水量の変動に対して、高い応答性で追従することができる。

Ｃ．他の実施形態：
上記した各実施形態では、蒸発器で蒸発させる液体を液水とし、不凝縮性ガスを水素としたが、異なる構成としてもよい。不凝縮性ガスは、蒸発器が使用される環境下において、蒸発流路内で凝縮しない気体であればよく、水素の他、例えば、空気、メタン、二酸化炭素を用いることができる。ただし、不凝縮性ガスは、蒸発器で蒸発させる液体の蒸気よりも、拡散速度が速いガスであることが望ましい。

上記した各実施形態では、蒸発流路３０を流れる液体が鉛直上方に流れる向きとなるように蒸発器を配置したが、異なる構成としてもよい。蒸発流路３０を流れる液体の流れの向きが、鉛直下方、あるいは水平横方向など、任意の向きとなるように、蒸発器を配置することができる。このような構成としても、蒸発器１０の入口部において不凝縮性ガスを混合して、蒸発流路３０内で不凝縮性ガスの気泡を発生させることにより、蒸発界面を増大させて蒸発の効率を高めるという同様の効果が得られる。特に、蒸発流路３０の流路直径が比較的小さく、蒸発流路３０が、慣性力よりも界面張力の影響が強くなる微細流路（例えば、流路直径が数百マイクロメートルから数ミリメートル程度の流路）である場合には、ウェーバー数Ｗｅが比較的小さくなり（例えば、ウェーバー数Ｗｅ＜０．０１）、重力による流動様式への影響が小さくなる。このような流路では、蒸発流路３０内における流動様式は、蒸発流路３０の向き、すなわち、蒸発器の姿勢の影響を受け難い。そのため、蒸発流路３０の向きにかかわらず、各実施形態の蒸発器と同様に、スラグ流が形成されて、気泡スラグ４２の周りの薄液膜４６において、熱移動や物質移動を促進し、熱抵抗成分を低減することにより、蒸発の効率を向上させる効果を高めることが可能になる。また、上記のように蒸発流路３０の向きを任意の向きにできることにより、蒸発器の設置場所や設置姿勢について、設計の自由度を高めることができる。

第６実施形態では、蒸発器で生成した気体を消費する気体消費装置として、水蒸気電解装置を用いたが、異なる装置に対して、蒸発器からガス供給することとしてもよい。このとき、気体消費装置が消費する気体の種類に応じて、蒸発器で蒸発させる液体を選択すればよい。また、気体消費装置に供給しても気体消費装置における反応に支障がないガス、あるいは、蒸発器で生成される蒸気と共に気体消費装置における反応に供されるガスとして、不凝縮性ガスを選択すればよい。例えば、気体消費装置が、水と二酸化炭素とを同時に電気分解（共電解）する装置であれば、不凝縮性ガスとして二酸化炭素を用いることができる。また、気体消費装置が、メタンの水蒸気改質反応による水素を生成する装置であれば、不凝縮性ガスとして、メタンや二酸化炭素を用いることができる。

１０，１１０…蒸発器
１２…液体供給部
１３…不凝縮性ガス供給部
１４…気体消費装置
１５…システム
１８…制御部
２０…熱交換部
２２…入口マニホールド部
２３…第１水供給路
２４…第１ガス供給路
２５…第３ガス供給路
２６…出口マニホールド部
２７…第１ガス排出路
２８…熱媒供給路
２９…熱媒排出路
３０…蒸発流路
３１…熱媒流路
３２…流路壁
３３…第２水供給路
３４…第２ガス供給路
３５…混合部
３７…第２ガス排出路
４０…気泡
４２…気泡スラグ
４３…気体境膜
４４…液相スラグ
４６…薄液膜
５０…多孔質保水層
６０…微細気泡発生部
６２…メッシュ
６４…気泡合体リブ
７０…破断液膜
７２…液滴
７４…液滴捕集リブ
８０…第４ガス供給路
８２…追加混合部
８４－８９…温度センサ

Claims (9)

1. 蒸発器であって、
   液体が流れる蒸発流路と、
   熱媒体が流れ、前記蒸発流路と熱交換して、前記蒸発流路を前記液体の沸点以上の温度に昇温させる熱媒流路と、
   前記蒸発流路に前記液体が流入する入口部に設けられ、前記蒸発流路内で凝縮しない不凝縮性ガスを前記液体に混合して、前記蒸発流路内で前記不凝縮性ガスの気泡を発生させる混合部と、
   を備える蒸発器。
2. 請求項１に記載の蒸発器であって、
   前記蒸発流路内において前記液体と前記不凝縮性ガスとは、スラグ流を形成する
   蒸発器。
3. 請求項１または２に記載の蒸発器であって、
   不凝縮性ガスは、前記液体の蒸気よりも拡散速度が速い
   蒸発器。
4. 請求項１から３までのいずれか一項に記載の蒸発器であって、
   前記蒸発流路において前記液体と接する流路壁面の粗度Ｋが、１．１以上である
   蒸発器。
5. 請求項１から４までのいずれか一項に記載の蒸発器であって、
   前記蒸発流路において前記液体と接する流路壁面は、前記液体よりも熱伝導率が高く、前記液体が内部に浸透する多孔質保水層を備える
   蒸発器。
6. 請求項１から５までのいずれか一項に記載の蒸発器であって、
   前記蒸発流路として、複数の蒸発流路を備え、
   前記混合部は、前記蒸発流路の流路断面の径よりも小さな気泡径を有する前記不凝縮性ガスの微細気泡を前記液体内に発生させる微細気泡発生部を備え、
   前記蒸発器は、さらに、前記微細気泡が混合された前記液体を、複数の前記蒸発流路の各々の入口部に分配する分配部を備え、
   複数の前記蒸発流路の各々は、入口部において、流入した前記液体中の前記微細気泡を大きくする気泡合体部を備える
   蒸発器。
7. 請求項１から６までのいずれか一項に記載の蒸発器であって、
   前記蒸発流路は、出口部において、前記蒸発流路内を流れる液滴を捕集する液滴捕集部を備える
   蒸発器。
8. 請求項７に記載の蒸発器であって、
   前記液滴捕集部は、前記蒸発流路の流れ方向に垂直な方向から見て千鳥状に配置された複数のリブを備える
   蒸発器。
9. 請求項１から８までのいずれか一項に記載の蒸発器を備えるシステムであって、
   前記蒸発器の前記混合部に前記不凝縮性ガスを供給すると共に、前記蒸発流路の出口部から排出される前記蒸気と前記不凝縮性ガスとの混合ガスに、前記不凝縮性ガスをさらに供給する不凝縮性ガス供給部と、
   前記蒸発器に前記液体を供給する液体供給部と、
   前記不凝縮性ガス供給部が前記蒸発器に供給する前記不凝縮性ガスの量、および、前記液体供給部が前記蒸発器に供給する前記液体の量を調節する制御部と、
   を備え、
   前記制御部は、前記蒸発器から排出されるガス中の前記不凝縮性ガスと前記液体の蒸気との割合を、予め定めた範囲にしつつ、前記蒸発流路内における流動状態が所望の状態となるときの条件として予め定めた条件を満たすように、前記混合部に供給する前記不凝縮性ガスの量と、前記混合ガスに供給する前記不凝縮性ガスの量と、の割合を調節する
   システム。

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