WO2012049849A1 - 低温流体保冷部材またはその塗装外装材 - Google Patents

低温流体保冷部材またはその塗装外装材 Download PDF

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WO2012049849A1
WO2012049849A1 PCT/JP2011/005729 JP2011005729W WO2012049849A1 WO 2012049849 A1 WO2012049849 A1 WO 2012049849A1 JP 2011005729 W JP2011005729 W JP 2011005729W WO 2012049849 A1 WO2012049849 A1 WO 2012049849A1
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temperature
heat transfer
cold insulation
low
exterior material
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PCT/JP2011/005729
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French (fr)
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洋 垣内田
和昭 下野
幸雄 中川
高橋　一弘
圭右 藤田
垰本　敏江
矢野　宏和
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日新製鋼株式会社
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    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L—PIPES; JOINTS OR FITTINGS FOR PIPES; SUPPORTS FOR PIPES, CABLES OR PROTECTIVE TUBING; MEANS FOR THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L59/00—Thermal insulation in general
    • F16L59/14—Arrangements for the insulation of pipes or pipe systems
    • F16L59/141—Arrangements for the insulation of pipes or pipe systems in which the temperature of the medium is below that of the ambient temperature
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B32—LAYERED PRODUCTS
    • B32B—LAYERED PRODUCTS, i.e. PRODUCTS BUILT-UP OF STRATA OF FLAT OR NON-FLAT, e.g. CELLULAR OR HONEYCOMB, FORM
    • B32B15/00—Layered products comprising a layer of metal
    • B32B15/04—Layered products comprising a layer of metal comprising metal as the main or only constituent of a layer, which is next to another layer of the same or of a different material
    • B32B15/08—Layered products comprising a layer of metal comprising metal as the main or only constituent of a layer, which is next to another layer of the same or of a different material of synthetic resin
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F17—STORING OR DISTRIBUTING GASES OR LIQUIDS
    • F17D—PIPE-LINE SYSTEMS; PIPE-LINES
    • F17D1/00—Pipe-line systems
    • F17D1/02—Pipe-line systems for gases or vapours
    • F17D1/04—Pipe-line systems for gases or vapours for distribution of gas
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F17—STORING OR DISTRIBUTING GASES OR LIQUIDS
    • F17D—PIPE-LINE SYSTEMS; PIPE-LINES
    • F17D1/00—Pipe-line systems
    • F17D1/08—Pipe-line systems for liquids or viscous products
    • F17D1/082—Pipe-line systems for liquids or viscous products for cold fluids, e.g. liquefied gas

Definitions

  • the present invention relates to a cryogenic fluid cold insulation member such as a cryogenic fluid transport pipe and a cryogenic fluid storage, or a coating exterior material used therefor.
  • a pipe for transporting a low-temperature fluid such as liquefied natural gas (Liquefied gas) or a storage for storing the low-temperature fluid includes a flow path or storage space 11 for the low-temperature fluid, a cold insulation material 21 surrounding the low-temperature fluid, and a surrounding area. It has the covering material 31 to cover (refer FIG. 1A).
  • FIG. 1B Such a cryogenic fluid transport pipe or cryogenic fluid storage is often installed outdoors. Therefore, as shown in FIG. 1B, during the daytime, the temperature of the exterior material rises due to solar radiation. On the other hand, at night, the internal fluid cools the exterior material through the cold insulation material.
  • the solid line indicates the temperature of the exterior material
  • the dotted line indicates the temperature of the outside air.
  • the rise in the temperature of the exterior material during the day may cause evaporation loss by heating the internal low-temperature fluid due to the slight heat conduction of the inner cooling material. Therefore, it is necessary to keep the temperature of the exterior material below the upper limit (temperature T) of the temperature at which the internal fluid can be allowed to evaporate.
  • the surface temperature of the exterior material becomes lower than the outside air temperature.
  • condensation occurs on the surface of the exterior material. This causes the corrosion of the exterior material (for example, the exterior steel plate) to be accelerated. This condensation is likely to occur particularly in the absence of outside air.
  • the efficiency of this heat transfer is generally expressed by an index called “surface heat transfer coefficient”.
  • the “surface heat transfer coefficient” includes two components of “radiant heat transfer coefficient” and “convective heat transfer coefficient”.
  • the metal tube is provided with irregularities of about several ⁇ m by etching or the like, and the efficiency of heat exchange performed between the liquid that is forced to flow inside and the surface of the metal tube is improved.
  • Technology has been reported (see Patent Document 5).
  • a surface shape that promotes boiling heat transfer has been reported (see Patent Document 6).
  • JP 2004-276383 A JP 2001-270031 A JP 2001-99497 A JP 2000-171045 A JP-A-55-152181 JP 2002-228389A
  • Patent Document 1 radiant heat transfer is promoted by improving the material or shape of the surface of the exterior material and increasing the “emissivity” of the exterior material.
  • the surface temperature of the exterior material depends on the object to which heat is transferred.
  • the “emissivity” of the exterior material is increased, the surface temperature of the exterior material does not necessarily approach the ambient air temperature, and may not approach the ambient air temperature depending on the arrangement environment.
  • the wavelength range (8-13 ⁇ m band) where the radiant energy at room temperature is distributed at high density is called the “atmosphere window”, which is a wavelength range with extremely low emissivity from the atmosphere. This is because radiant heat transfer between the surface and the surface is difficult to be performed efficiently.
  • the emissivity of the exterior material is increased in this way, it becomes easier to be affected by the radiation from the surroundings, and the change in the surface temperature of the exterior material is strongly dependent on the installation environment. Therefore, when there is no radiation source around the arrangement environment, the exterior material is easily cooled. Therefore, the emissivity of the exterior material must be adjusted in consideration of the installation environment (installation location, direction, etc.).
  • heat transfer generated on the surface of the exterior material includes heat transfer by "radiation” and heat transfer by “convection”. Since “convection” occurs in the ambient outside air in contact with the object surface, the surface temperature tends to approach the outside air temperature by encouraging heat transfer by “convection”. Moreover, this phenomenon occurs regardless of the installation environment.
  • the object of the present invention is a dew generation factor that is not affected by the installation environment. 2) Focusing on the temperature difference between the surface of the exterior material and the outside air, increasing the convective heat transfer coefficient on the surface of the exterior material, It is to suppress the occurrence of condensation on the surface of the material. Thereby, regardless of the installation environment, it is possible to prevent the occurrence of condensation on the surface of the exterior material, and thus corrosion of the exterior material.
  • an object of the present invention is to provide an exterior material that can prevent the occurrence of condensation and corrosion regardless of the installation environment.
  • Another object of the present invention is to provide a low-temperature fluid cold insulation member including the exterior material.
  • the present invention provides a technique for suppressing as much as possible the temperature rise due to solar radiation absorption during the day on the exterior surface of the exterior material, and preventing condensation on the surface of the exterior material at night and consequently corrosion of the exterior material. To do.
  • a low-temperature fluid cold insulation member having a space for flowing or storing a low-temperature fluid, a cold insulation material surrounding the space, and a coating exterior material covering the cold insulation material and having a coating film on the exterior surface there, the uneven arithmetic average roughness of the film surface was a R a, the mean waviness spacing of irregularities when the S m, S m> is 45 [mu] m, and convection heat which is determined by the following formula (1)
  • a cryogenic fluid cold insulation member having a transmission rate h c (W / m 2 / K) of 6.7 or more.
  • h c 6.2793 + 0.05568R a +0.00000627 S m (1)
  • this invention relates to the coating exterior material for the following low-temperature fluid cold insulation members.
  • the low-temperature fluid cold insulation member of the present invention condensation on the surface of the exterior material at night is effectively suppressed. And the effect is exhibited, without being influenced by the arrangement environment of a low-temperature fluid cold-retaining member.
  • FIG. 1A is a diagram for explaining a temperature change of an exterior material of a cryogenic fluid transport pipe or cryogenic fluid storage.
  • FIG. 1B is a graph for explaining the temperature change of the exterior material of the cryogenic fluid transport pipe or cryogenic fluid storage. It is a figure which shows the example of the arrangement environment of low temperature fluid transport piping.
  • 3A and 3B are diagrams illustrating a temperature boundary layer generated at the boundary between the surface of the exterior material and the outside air.
  • 4A and 4B are diagrams schematically showing an experimental apparatus used in the examples. The infrared spectral transmittance and emissivity of air measured by FT-IR are shown.
  • 6A to 6C are laser micrographs showing the surface shapes of the specimens of Reference Example H, Reference Example A, and Example C.
  • FIG. 7A and 7B are graphs showing the relationship between the elapsed time (X axis) and the temperature of each member (Y axis) in a temperature adjustment experiment using the test body of Example G and a radiation control plate having a high emissivity. It is. 8A and 8B are graphs showing the relationship between the elapsed time (X-axis) and the temperature of each member (Y-axis) in a temperature adjustment experiment using the test specimen of Reference Example N and a radiation control plate having a high emissivity. It is.
  • 9A and 9B are graphs showing the relationship between the elapsed time (X axis) and the temperature of each member (Y axis) in a temperature adjustment experiment using the test body of Example G and a radiation control plate with low emissivity. It is. 10A and 10B are graphs showing the relationship between the elapsed time (X axis) and the temperature of each member (Y axis) in a temperature adjustment experiment using the test specimen of Reference Example N and a radiation control plate with low emissivity. It is. And the total surface heat transfer coefficient h se, is a graph showing the relationship between the average waviness spacing S m of the arithmetic mean roughness R a and the unevenness of irregularities.
  • FIG. 13A and 13B are graphs showing the relationship between the convective heat transfer coefficient h c , the arithmetic average roughness Ra, and the average interval S m .
  • FIG. 14A and FIG. 14B are graphs showing the relationship between the convective heat transfer coefficient h c , the arithmetic average roughness Ra, and the average interval S m .
  • FIG. 15A and FIG. 15B are graphs showing the relationship between the solar reflectance R sol , the arithmetic average roughness Ra, and the average interval S m .
  • a solar reflectance R sol is a graph showing the relationship between arithmetic mean roughness R a and the mean spacing S m.
  • the low temperature fluid cold insulation member of the present invention has a space for flowing or storing the low temperature fluid, a cold insulation material surrounding the space, and an exterior material covering the cold insulation material.
  • the cryogenic fluid cold insulation member of the present invention is a cryogenic fluid transport pipe or cryogenic fluid storage.
  • a steel plate layer is disposed between a space for flowing or storing a cryogenic fluid and the cold insulating material.
  • the low-temperature fluid is typically liquefied natural gas (LNG), but may be liquefied petroleum gas (Liquefied petroleum gas; LPG), liquefied gas such as liquid nitrogen, liquid oxygen, or liquid ammonia.
  • LNG liquefied natural gas
  • LPG liquefied petroleum gas
  • liquefied gas such as liquid nitrogen, liquid oxygen, or liquid ammonia.
  • the cold insulating material in the low-temperature fluid cold insulating member of the present invention is also referred to as a heat insulating material.
  • the heat insulating material includes a fiber heat insulating material, a foam heat insulating material, and other heat insulating materials, the kind of the heat insulating material is not particularly limited.
  • the foam-based heat insulating material include urethane foam, phenol foam, polystyrene foam, and the like.
  • the exterior material in the low-temperature fluid cold insulation member of the present invention has a base material and a coating film formed on the exterior surface of the base material.
  • Examples of the base material of the exterior material include steel plates such as Al plated steel plates, Zn plated steel plates, Zn—Al plated steel plates, Zn—Al—Mg plated steel plates, stainless steel plates, and aluminum plates.
  • An Al-plated steel plate and a stainless steel plate are preferable as a base material for the exterior material because of high gloss and high solar reflectance. In this case, the solar reflectance can be further increased by providing a clear coating film on the exterior surface.
  • a resin coating film is formed to obtain an exterior material.
  • the resin coating film surface has a specific arithmetic mean roughness R a of the unevenness, the average waviness spacing S m for a specific irregularity.
  • the resin coating film having such a surface can be formed, for example, by applying a shrink paint or an aggregate-dispersed paint to a substrate and baking it.
  • Shrink paint is a paint in which two or more kinds of resins having different properties such as surface tension and curing speed are mixed. A resin coating film having a predetermined surface roughness is formed by applying the shrink paint to a substrate under appropriate conditions and baking it.
  • the type of resin contained in the paint is not particularly limited.
  • a polyester resin or an acrylic resin can be used.
  • the baking conditions are a baking temperature of 180 to 250 ° C. and a baking time of 30 to 120 seconds.
  • Aggregate-dispersed paint is a resin paint in which aggregate is dispersed.
  • a resin coating film having a predetermined surface roughness is formed by the aggregate dispersed in the coating film.
  • the aggregate include glass beads, silica particles, nylon beads, polyester beads, polyacrylonitrile beads, PTFE particles, acrylic beads and the like. What is necessary is just to select the particle size etc. of an aggregate so that the shape of the resin coating film surface may turn into a desired shape.
  • the resin include a polyester resin, an acrylic resin, a silicone resin, a silicone-modified polyester resin, and the like.
  • a coating composition obtained by blending an aggregate with a predetermined particle size into a resin is applied to a substrate and baked to form a resin coating film having a predetermined surface roughness.
  • the In many cases, the baking conditions are a baking temperature of 180 to 250 ° C. and a baking time of 30 to 120 seconds.
  • the thickness of the formed resin coating film is not particularly limited as long as a desired surface shape is obtained. Usually, the thickness of the resin coating film is in the range of 10 ⁇ m to 50 ⁇ m.
  • the low-temperature fluid cold insulation member of the present invention is characterized by the surface shape of the coating film formed on the exterior surface of the exterior material. That is, the “convective heat transfer coefficient h c ” is increased by appropriately controlling the surface shape of the coating film.
  • a thin temperature boundary layer 42 in which the temperature rapidly changes is generated at the boundary between the surface of the exterior material 31 and the outside air 41.
  • the surface temperature of the exterior material is ⁇ se and the outside air temperature is ⁇ a (in this example, ⁇ se > ⁇ a , but the same holds true for ⁇ se ⁇ a ).
  • ⁇ be the thickness of the temperature boundary layer 42.
  • the exterior surface of the exterior material 31 in FIG. 3A is smooth, but the exterior surface of the exterior material 31 in FIG. 3B is roughened.
  • the heat transfer q c from the exterior material to the outside air due to convection generated at the boundary is a temperature difference as shown in the following formula (1). Is approximately expressed as a linear function.
  • the coefficient h c is an index of the likelihood of convection heat transfer and is referred to as “convection heat transfer coefficient”.
  • Equation (1) using a thermal conductivity lambda a of the outside air 41 may be modified as the following equation (2).
  • equation (2) it can be seen that the convective heat transfer coefficient h c is determined by the thickness ⁇ of the temperature boundary layer 42 and increases as the thickness ⁇ decreases.
  • the thickness ⁇ of the temperature boundary layer 42 is usually about several mm.
  • the thickness ⁇ varies depending on the direction of the surface of the target exterior material (such as the horizontal direction or the vertical direction) or the convection velocity.
  • the thickness ⁇ is also affected by the fine shape of the surface of the exterior material 31 as shown in FIGS. 3A and 3B. This is because the surface area of the exterior surface of the exterior material in contact with the outside air changes depending on the fine shape of the surface of the exterior material 31, or the air flow is affected by the fine unevenness.
  • the thickness ⁇ of the temperature boundary layer 42 is adjusted by adjusting the “arithmetic mean roughness R a ” of the exterior surface of the exterior material 31 and the “average roughness waviness S m of the irregularities”.
  • the depth ⁇ is reduced within an appropriate range, and the convective heat transfer coefficient h c is increased within an appropriate range.
  • the exterior material 31 of the low-temperature fluid cold insulation member of the present invention has a coating film on the exterior surface. Therefore, by adjusting the “arithmetic average roughness R a ” and the “average waviness interval S m ” of the unevenness of the surface of the coating film, the exterior surface of the exterior material 31 is brought into a desired state.
  • the means for adjusting the shape of the coating film surface is not particularly limited. As described above, a desired paint film surface shape can be obtained by using a shrink paint for forming a paint film or using an aggregate-dispersed paint.
  • the “average undulation spacing S m of the irregularities” on the exterior surface of the exterior material 31 is preferably greater than 45 ⁇ m, and more preferably greater than 60 ⁇ m.
  • the upper limit of the “average uneven waviness interval S m ” is not particularly limited, but is usually smaller than 200 ⁇ m because of the limitation of production technology including coating technology.
  • the “average waviness interval S m of unevenness” can be measured by, for example, a surface shape measurement laser microscope (for example, VK-8500; Keyence Corporation) in accordance with JIS B0601: 1994.
  • the “arithmetic arithmetic average roughness R a ” of the exterior surface of the exterior material 31 is preferably greater than 2 ⁇ m, more preferably greater than 4 ⁇ m, and even more preferably greater than 7 ⁇ m.
  • the upper limit of the “arithmetic average roughness R a ” is not particularly limited, but is usually smaller than 30 ⁇ m because of the limitation of production technology including coating technology.
  • the “arithmetic arithmetic average roughness R a ” can be measured by, for example, a surface shape measurement laser microscope (for example, VK-8500; Keyence Corporation) in accordance with JIS B0601: 1994.
  • Arithmetic affect mechanisms mean roughness R a and mean waviness spacing S m is the convective heat transfer coefficient h c of irregularities may each be described as follows. However, the mechanism is not limited to the following.
  • the surface area of the exterior surface of the outer package 31 is increased.
  • the increase in mean waviness spacing S m is presumed to affect the air flow in contact with the surface.
  • the arithmetic average roughness (R a ) increases, the convection is less likely to occur near the surface, but the average undulation interval (S m ) of the unevenness increases, so that convection is likely to occur smoothly. Heat transfer is likely to occur.
  • the surface area of the net in contact with the outside air by an increase in mean waviness spacing S m is decreased, it does not always improve the heat transfer rate.
  • the present invention is characterized in that the convective heat transfer coefficient h c is increased by increasing the “average undulation spacing S m ” of the exterior surface of the exterior material 31 and the “arithmetic average roughness R a ” of the uneven surface. .
  • the convective heat transfer coefficient h c (W / m 2 / K) is obtained by the following equation (3).
  • the convective heat transfer coefficient h c obtained by the formula (3) is preferably 6.7 or more, more preferably 6.8 or more, and further preferably 7.0 or more.
  • h c 6.2793 + 0.05568R a + 0.00000627S m (3)
  • Equation (3) is a function derived from experimental data described later. Equation (3) shows that both “average waviness interval S m of unevenness” and “arithmetic average roughness R a of unevenness” contribute to the convective heat transfer coefficient h c .
  • the exterior surface of the exterior plate in a conventional cryogenic fluid transport pipe or cryogenic fluid storage is considered to require that the “average undulation spacing S m of irregularities” be below a certain level in order to increase the infrared emissivity.
  • it is effective to increase the infrared emissivity to make the “average undulation interval S m of unevenness” below a certain value.
  • it may not be preferable to make the “average uneven waviness interval S m ” below a certain value from the viewpoint of increasing the convective heat transfer coefficient h c .
  • the present invention is intended to solve the problem of dew condensation on the exterior surface at night. As one of the main means for solving the problem, the “average waviness interval S m of unevenness” is increased. .
  • the solar reflectance of the exterior material of the low-temperature fluid cold-retaining member of the present invention is 0.2 or more.
  • Solar reflectance according arithmetical mean roughness R a of the unevenness is large, rapidly it tends to decrease. For this reason, in order to obtain solar reflectance of a certain level or higher, the arithmetic average roughness Ra of the unevenness may have to be set to a certain level or lower.
  • the solar reflectance tend to either not depends on the average waviness spacing S m of the unevenness or irregularities mean waviness spacing S m of increases in accordance with increase. Therefore, by setting the average waviness spacing S m of the irregularities to a certain extent or higher, without lowering the solar reflectance, it is possible to increase the convective heat transfer coefficient h c.
  • the solar reflectance is adjusted by the material of the coating film, etc., and decreases if the coating film surface is excessively rough.
  • the solar reflectance may be obtained with an ultraviolet-visible light spectrophotometer (for example, U-4100; Hitachi High-Technologies Corporation) based on JIS K5602: 2008.
  • the present inventor produces test bodies having various surface shapes, obtains the convective heat transfer coefficient h c from the temperature of each member in the heating test or the cooling test, and convective heat transfer. rate h c is explored the concavo-convex shape is improved.
  • rate h c is explored the concavo-convex shape is improved.
  • the present invention provides a sheathing material having a surface topography to increase the convective heat transfer coefficient h c, the cryogen cold member containing it (e.g., cryogenic fluid transportation pipeline or cold fluid reservoir).
  • the cryogen cold member containing it e.g., cryogenic fluid transportation pipeline or cold fluid reservoir.
  • the experimental apparatus shown in FIGS. 4A and 4B was prepared. As shown in FIG. 4A, the experimental apparatus includes a temperature control device 51, a cold insulating material 21, a test body (exterior material) 32, and a radiation control plate 61.
  • the test body 32 having a bonding surface of about 200 mm ⁇ 200 mm and the cold insulation material 21 and the cold insulation material 21 and the temperature adjustment surface of the temperature adjustment device 51 are carefully bonded together to heat uniformly and sufficiently. It was made to contact. Bonding was performed via a silicon sheet 71 (thickness 0.5 mm, thermal conductivity 1 W / m ⁇ K). The silicon sheet 71 and the cold insulating material 21 were brought into close contact with the heat conductive grease 72 (heat conductivity 2.2 W / m ⁇ K).
  • the cold insulating material 21 is a hard urethane board (thickness 10 mm, thermal conductivity 0.032 W / m ⁇ K).
  • the radiation control plate 61 was opposed to the surface of the test body 32 through an air layer 43 having a constant thickness (50 mm).
  • the plate surface size of the radiation control plate 61 was set to 500 mm ⁇ 500 mm, and the influence of radiation on the specimen 32 from the periphery other than the radiation control plate 61 was suppressed as much as possible.
  • the form factor (which takes a value in the range 0 to 1), which is an index of the small influence, is set to 0.9 or more.
  • the form factor here indicates the ratio of the exchange with the radiation control plate 61 in all the exchange of radiation of the test body 32.
  • a more specific explanation regarding the form factor is described in "Latest Architectural Environmental Engineering (Shinroku Tanaka et al., Inoue Shoin), pp.185-188".
  • the total surface heat transfer coefficient h se basically includes two components, a radiation component h r and a convection component h c , and is approximately expressed by addition as shown in the following formula (4).
  • Equation (5) The left side in Equation (5) is the heat flow generated between the surface of the test body 32 and the air layer 43, and is the product of the temperature difference and the surface heat transfer coefficient.
  • the right side in Expression (5) is a heat flow generated through the cold insulating material 21 between the surface of the test body 32 and the temperature adjustment surface of the temperature adjustment device 51.
  • ⁇ is the thermal conductivity of the cold insulating material
  • d is the thickness of the cold insulating material.
  • Equation (6) for obtaining the total surface heat transfer coefficient h se is obtained.
  • the first term on the right side in Expression (7) is a net radiant heat flow performed between the air layer 43 and the surface of the test body 32.
  • the second term is a net radiant heat flow performed between the radiation control plate 61 and the surface of the test body 32.
  • ⁇ is the emissivity of the test body 32
  • ⁇ a is the emissivity of the air layer 43
  • ⁇ b is the emissivity of the radiation control plate 61.
  • ⁇ is a Stefan-Boltzmann constant.
  • the right side of Expression (7) indicates that there are two radiant heat transfer partners on the surface of the test body 32, the air layer 43 and the radiation control plate 61.
  • Table 1 shows the production conditions of the test bodies (exterior materials) A to N prepared as the test body 32.
  • test bodies (exterior materials) A to M a hot-dip aluminized steel sheet having a thickness of 0.6 mm was used as a base material.
  • a treatment liquid containing 20 g / L of ammonium fluoride titanate and 5 g / L of tannic acid is applied and dried without being washed with water.
  • / M 2 treatment film was formed on the plating surface.
  • An undercoat paint is applied onto this treated film with a roll coater, placed in a baking oven with a plate surface wind speed of 5 m / sec, and baked at a final plate temperature of 200 ° C.
  • an undercoat paint based on an isocyanate-crosslinked epoxy-modified polyester resin, magnesium hydrogen phosphate (5% by mass in the solid content of the paint), zinc phosphate (10% by mass), and aluminum tripolyphosphate (10% by mass) are used as anticorrosive pigments. ) And a paint containing titanium oxide (15% by mass) and barium sulfate (10% by mass) as extender pigments was used.
  • a polyester-based shrink paint was applied as a top coat to the surface on which the undercoat film was formed. Reaction obtained by mixing 100 parts by weight of a polyester resin (molecular weight 3000), 30 parts by weight of methylated melamine, 0.6 parts by weight of dodecyl benzene sulfonic acid and 2.4 parts by weight of di-n-butylamine at room temperature. 3 parts by mass of the mixture was dissolved in an organic solvent to obtain a base paint (a). In order to make the color tone gray, a color pigment was added to the base paint (a) to obtain a polyester-based shrink paint.
  • the proportion in the solid content of the paint is 38% by mass of titanium oxide (average particle size 0.23 ⁇ m), 0.5% by mass of carbon black (average particle size 0.02 ⁇ m), iron oxide (yellow) 0.3% by mass (average particle size 0.09 ⁇ m) and 0.1% by mass phthalocyanine blue (average particle size 0.05 ⁇ m) were blended.
  • the obtained polyester-based shrink paint is applied to the undercoat film, placed in a baking oven with a plate surface wind speed of 2 m / sec, and baked at a final plate temperature of 220 ° C. for 50 seconds to form a shrink film with an average film thickness of 22 ⁇ m. This was formed to prepare a specimen A.
  • test body E In preparation of the test body A, the test body E was obtained in the same procedure as the test body A except that the plate surface wind speed at the time of baking was set to 7 m / sec. By controlling the plate surface wind speed, different shrinkage patterns were formed, and the arithmetic average roughness Ra and the average waviness interval Sm were changed (for comparison between the test body A and the test body E).
  • the obtained polyester-based paint was applied to the undercoat film with a roll coater, put into a baking oven with a plate surface wind speed of 5 m / sec, and baked at a final plate temperature of 220 ° C. for 50 seconds to form a smooth coating film. .
  • the average film thickness of the coating film was measured to be 20 ⁇ m by a weight method.
  • test body N an aluminum plate having a thickness of 0.2 mm was used as it was.
  • Solar reflectance R sol of each specimen, the infrared emissivity epsilon, arithmetic mean roughness R a of the unevenness of the test surface, and the average waviness spacing S m of unevenness of the test surface was measured.
  • the results are shown in Table 2.
  • the infrared emissivity ⁇ was measured with an FT-IR spectroscope (GX1P; Perkin Elmer).
  • the solar reflectance R sol was measured with an ultraviolet-visible light spectrophotometer (U-4100; Hitachi High-Technologies Corporation).
  • 6A to 6C show laser micrographs showing the surface shapes of the specimens of Reference Example H, Reference Example A, and Example C, respectively.
  • FIGS. 7 to 10 show the relationship between the elapsed time (X axis) and the temperature of each member (Y axis) in the above-described temperature control experiment on the specimens of Example G and Reference Example N.
  • the temperature of the temperature control surface of the temperature control device 51 was set at -20 ° C or + 60 ° C.
  • Table 3 lists the measured values for each specimen.
  • the surface heat transfer coefficient tends to take a slightly different value depending on the temperature of the objects transferring heat and the temperature difference between the objects. For this reason, it is not easy to uniquely determine the surface heat transfer coefficient.
  • ⁇ se ⁇ a the difference between the exterior surface temperature and the air temperature
  • h se , h r and h c could be obtained. This suggests that the reliability of these surface heat transfer coefficient values is high.
  • FIG. 11 is a graph showing the entire surface heat transfer coefficient h se, the relationship between the average waviness spacing S m of the arithmetic mean roughness R a and the unevenness of irregularities (see solid circles).
  • Figure 11 for reference from the results described in Examples of Patent Document 2 shows the results of h se as estimated in accordance with the conditions of JIS A9501 (see open circles). As shown in FIG. 11, the results in this experiment were generally high in the total surface heat transfer coefficient h se .
  • the average waviness spacing S m of the unevenness is large (more than 45 [mu] m) when the result of this experiment, was clearly increased surface heat transfer coefficient h se than the conventional results.
  • FIG. 12 shows the relationship between the infrared emissivity ⁇ of each specimen and each heat transfer coefficient (total surface heat transfer coefficient h se , radiant heat transfer coefficient h r , convective heat transfer coefficient h c ).
  • total surface heat transfer coefficient h se the slope of the dotted line representing the relationship between the infrared emissivity ⁇ and the total surface heat transfer coefficient h se (black square) is the radiant heat transfer coefficient h r (black triangle).
  • radiant heat transfer rate h r is one factor that determines the entire surface heat transfer coefficient h se, it is effective to increase the emissivity of the surface only if it has a relatively high temperature of the object to ambient It shows that there is.
  • the convective heat transfer coefficient h c black square was plotted for each arithmetic average roughness Ra of the unevenness and average waviness interval S m of the unevenness.
  • FIG. 13A the relationship between the convective heat transfer coefficient h c and the arithmetic mean roughness R a is shown.
  • FIG. 13B shows the relationship between the convective heat transfer coefficient h c and the average swell interval S m . It is confirmed that the convective heat transfer coefficient h c increases as the numerical value increases in any of the arithmetic average roughness Ra and the average waviness interval S m .
  • FIG. 14 shows more clearly that the convective heat transfer coefficient h c increases with increasing arithmetic mean roughness Ra or average spacing S m .
  • FIG. 14A the relationship between the convective heat transfer coefficient h c , the arithmetic average roughness R a, and the average waviness interval S m is plotted three-dimensionally.
  • Both the mean waviness spacing S m and an arithmetic mean roughness R a it can be seen that contributes to an increase in convective heat transfer coefficient h c.
  • the measurement data of the present experiment is a result of the plane fitting to the convective heat transfer coefficient h c of the arithmetic average roughness of the unevenness from the inclination R a and mean waviness spacing S m of the surface The size of the contribution is required.
  • FIG. 14B shows data when the fit plane is viewed from the cross-sectional direction (corresponding to the straight line in the figure).
  • FIG 15A the relationship between the solar reflectance R sol and an arithmetic mean roughness R a is shown.
  • FIG. 15B shows the relationship between the solar reflectance R sol and the average swell interval S m .
  • FIG. 16 the relationship between the solar reflectance R sol , the arithmetic average roughness Ra, and the average waviness interval S m is plotted three-dimensionally.
  • FIG. 15A it can be seen that when the components constituting the coating film are basically the same, the solar reflectance R sol rapidly decreases as the arithmetic average roughness Ra increases.
  • FIG. 15B the solar reflectance R sol is found to increase with or not depends on the average waviness spacing S m, or mean waviness spacing S m is large.
  • Cryogen cold member of the present invention can be convective heat transfer coefficient h c of the exterior surface of the outer package is high, to effectively suppress the surface dew condensation at night of the outer package surface. And the effect is acquired irrespective of the installation environment of a low-temperature fluid cold-retaining member. Therefore, the low-temperature fluid cold insulation member of the present invention can deliver or store a low-temperature fluid such as LNG without corroding for a long time even when installed in various environments.

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Abstract

　本発明は、設置環境に係わらず、その外装材表面での結露の発生、ひいては外装材の腐食を防ぐことができる低温流体保冷部材に関する。本発明の低温流体保冷部材は、低温流体が流れるかまたは貯えられるための空間と、前記空間を囲う保冷材と、前記保冷材を覆っており、外装表面に塗膜を有する塗装外装材と、を有する。前記塗膜表面の凹凸の算術平均粗さをＲａとし、凹凸の平均うねり間隔をＳｍとしたときに、Ｓｍ ＞４５μｍであり、かつ下記式（１）により求められる対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ／ｍ２／Ｋ）が６.７以上である。　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　…（１）

Description

低温流体保冷部材またはその塗装外装材
　本発明は、低温流体輸送配管や低温流体貯蔵庫などの低温流体保冷部材、またはそれに用いられる塗装外装材に関する。
　液化天然ガス（Liquefied natural gas；ＬＮＧ）などの低温流体を輸送する配管、または低温流体を貯蔵する貯蔵庫は、低温流体の流路または貯蔵空間１１と、それを囲う保冷材２１と、その周囲を覆う外装材３１とを有する（図１Ａ参照）。
　このような低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫は、野外に設置されることが多い。そのため、図１Ｂに示すように、日中は、日射を受けて外装材の温度が上がる。一方、夜間は、内部流体が保冷材を通して外装材を冷却する。図１Ｂにおいて、実線は外装材の温度を示し、点線は外気の温度を示す。
　日中の外装材の温度の上昇は、その内側の保冷材の僅かな熱伝導により、内部の低温流体を加温して蒸発損失させる可能性がある。そのため、内部流体の蒸発を許容できる温度の上限（温度Ｔ）以下に外装材の温度を抑える必要がある。
　一方、夜間は、内部流体が保冷材を通して外装材を冷却するため、外気温度よりも外装材の表面温度が低くなる。そして、外装材の表面温度が外気温度を一定程度下回ったときに、外装材の表面で結露が生じる。これは外装材（例えば、外装鋼板）の腐食が速まる原因になる。この結露の発生は、特に外気無風状態において生じやすい。
　そのため、外装材の表面と外気との熱伝達の効率を高めて、外装材の表面の温度（図１Ｂにおける実線）を外気温度（図１Ｂにおける点線）に近づけることが、施設保守の観点で重要である。この熱伝達の効率は、一般に「表面熱伝達率」という指標で表される。「表面熱伝達率」は、「放射熱伝達率」と「対流熱伝達率」の二つの成分を含む。
　従来、外装材の表面と外気との熱伝達の効率を高めるために、高放射率の塗装外装材を用いたり、外装材の表面に放射率を向上させる微細な凹凸を形成したりして、赤外放射率を高めて「放射熱伝達率」を向上させることが報告されている（特許文献１～４参照）。
　また、他の従来技術として、金属管の内部にエッチングなどによって数μｍ程度の凹凸をつけ、内部で強制流動する液体などと金属管の表面との間で行われる熱交換の効率を改善するといった技術が報告されている（特許文献５参照）。さらに、他の従来技術として、沸騰熱伝達を促進する表面形状について報告されている(特許文献６参照)。
特開２００４-２７６４８３号公報 特開２００１-２７００３１号公報 特開２００１-９９４９７号公報 特開２０００-１７１０４５号公報 特開昭５５-１５２１８１号公報 特開２００２-２２８３８９号公報
　従来技術（例えば、特許文献１）では、外装材の表面の材料または形状を改良して、外装材の「放射率」を高めることで放射熱伝達を促進している。しかしながら、この場合、外装材の表面温度は、熱伝達する対象物に依存する。そのため、外装材の「放射率」を高めても、外装材の表面温度は必ずしも周囲の外気温度に近づくとは限らず、その配置環境によっては周囲の外気温度に近づかない場合がある。これは、室温での放射エネルギーが高密度に分布する波長域（８～１３μｍ帯）が、「大気の窓」と呼ばれる、大気からの放射率が極めて小さい波長域であるために、外気と塗装表面との間で放射熱伝達が効率的には行われにくいからである。
　この「大気の窓」に関して、最も身近に見られるのが晴天時での「放射冷却現象」である。図２に示すように、多くの場合、配置された低温流体輸送配管１の周囲には、より高温の物体（例えば、図２における地面２や工場３など）がある。そのため、低温流体輸送配管１の外装材が高放射率を有していれば、外装材は、周辺の物体から放射熱を受けて昇温する。ところが、低温流体輸送配管１の外装材が、平地や砂漠などの天空が開けた環境に配置されている場合、外装材は、逆に周辺へ熱放射する。場合によっては、高放射率の外装材の表面温度は、外気温度を大きく下回ることがある。
　このように外装材の放射率を上げると、周囲からの放射による影響を受けやすくなり、外装材の表面温度の変化は、その設置環境に強く依存するようになる。そのため、配置環境周辺に放射源がない場合には、外装材は冷却されやすい。したがって、外装材の放射率は、設置環境（設置場所や方向など）を考慮しながら調整されなければならない。
　前述の通り、外装材の表面で生じる熱伝達には、「放射」による熱伝達と、「対流」による熱伝達とが含まれる。「対流」は物体表面と接する周囲の外気で起こるため、「対流」による熱伝達を促すことで、表面温度は外気温度により近づこうとする。しかも、この現象は、設置環境にかかわらずに生じる。
　外装材の表面での結露が生じる重要な要因には、１）外気の気流速さと、２）外装材の表面と外気との温度差とがある。このうち、１）外気の気流速さの要因は、設置環境に影響を受ける。そこで、本発明は、どのような設置環境であっても結露が生じにくい外装材を提供するべく、結露が生じやすい外気無風状態あるいはそれに近い状態（自然対流が支配的な状態）を前提として、結露を抑制できる外装材の提供を検討する。したがって、本発明は、従来技術（特許文献５，６）で検討されている強制対流や、液体と気体とが混在する状態といった特殊な条件を前提とする技術と異なる。
　本発明の目的は、設置環境に影響を受けない結露発生要因である２）外装材の表面と外気との温度差に着目して、外装材の表面の対流熱伝達率を高めることで、外装材の表面での結露の発生を抑制することである。それにより、設置環境にかかわらず、外装材表面での結露の発生、ひいては外装材の腐食を防ぐことができる。
　すなわち、本発明の目的は、設置環境にかかわらず、結露の発生および腐食を防ぐことができる外装材を提供することである。また、本発明の別の目的は、前記外装材を含む低温流体保冷部材を提供することである。
　以上のとおり、本発明は、外装材の外装表面において日中の日射吸収による表面の昇温をできるだけ抑え、かつ夜間における外装材の表面での結露、ひいては外装材の腐食を防止する技術を提供する。
　すなわち、本発明は、以下の低温流体保冷部材に関する。
　［１］低温流体が流れるかまたは貯えられるための空間と、前記空間を囲う保冷材と、前記保冷材を覆っており、外装表面に塗膜を有する塗装外装材とを有する低温流体保冷部材であって、前記塗膜表面の凹凸の算術平均粗さをＲａとし、凹凸の平均うねり間隔をＳｍとしたときに、Ｓｍ＞４５μｍであり、かつ下記式（１）により求められる対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ/ｍ２/Ｋ）が６.７以上である、低温流体保冷部材。
　　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　　　…（１）
　［２］前記塗装外装材は、塗装鋼板である、［１］に記載の低温流体保冷部材。
　［３］日射反射率が０.２以上である、［１］または［２］に記載の低温流体保冷部材。
　［４］低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫である、［１］～［３］のいずれか一項に記載の低温流体保冷部材。
　また、本発明は、以下の低温流体保冷部材のための塗装外装材に関する。
　［５］低温流体保冷部材のための塗装外装材であって、前記塗装外装材の外装表面に形成された塗膜表面の凹凸の算術平均粗さをＲａとし、凹凸の平均うねり間隔をＳｍとしたときに、Ｓｍ＞４５μｍであり、かつ下記式（１）により求められる対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ/ｍ２/Ｋ）が６.７以上である、塗装外装材。
　　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　　　…（１）
　本発明の低温流体保冷部材によれば、夜間の外装材表面での結露が効果的に抑制される。しかも、その効果は、低温流体保冷部材の配置環境に影響を受けずに発揮される。
図１Ａは、低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫の外装材の温度変化を説明する図である。図１Ｂは、低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫の外装材の温度変化を説明するグラフである。 低温流体輸送配管の配置環境の例を示す図である。 図３Ａおよび図３Ｂは、外装材の表面と外気との境界で生じる、温度境界層を説明する図である。 図４Ａおよび図４Ｂは、実施例で用いた実験装置を模式的に示す図である。 ＦＴ－ＩＲによって測定した空気の赤外分光透過率および放射率を示す。 図６Ａ～図６Ｃは、参考例Ｈ、参考例Ａおよび実施例Ｃの試験体の表面形状を示すレーザ顕微鏡写真である。 図７Ａおよび図７Ｂは、実施例Ｇの試験体と放射率が高い放射制御板を用いた温度調節実験における、経過時間（Ｘ軸）と各部材の温度（Ｙ軸）との関係を示すグラフである。 図８Ａおよび図８Ｂは、参考例Ｎの試験体と放射率が高い放射制御板を用いた温度調節実験における、経過時間（Ｘ軸）と各部材の温度（Ｙ軸）との関係を示すグラフである。 図９Ａおよび図９Ｂは、実施例Ｇの試験体と放射率が低い放射制御板を用いた温度調節実験における、経過時間（Ｘ軸）と各部材の温度（Ｙ軸）との関係を示すグラフである。 図１０Ａおよび図１０Ｂは、参考例Ｎの試験体と放射率が低い放射制御板を用いた温度調節実験における、経過時間（Ｘ軸）と各部材の温度（Ｙ軸）との関係を示すグラフである。 全表面熱伝達率ｈｓｅと、凹凸の算術平均粗さＲａおよび凹凸の平均うねり間隔Ｓｍの関係を示すグラフである。 各熱伝達率と赤外放射率との関係を示すグラフである。 図１３Ａおよび図１３Ｂは、対流熱伝達率ｈｃと、算術平均粗さＲａおよび平均間隔Ｓｍとの関係を示すグラフである。 図１４Ａおよび図１４Ｂは、対流熱伝達率ｈｃと、算術平均粗さＲａおよび平均間隔Ｓｍとの関係を示すグラフである。 図１５Ａおよび図１５Ｂは、日射反射率Ｒｓｏｌと、算術平均粗さＲａおよび平均間隔Ｓｍとの関係を示すグラフである。 日射反射率Ｒｓｏｌと、算術平均粗さＲａおよび平均間隔Ｓｍとの関係を示すグラフである。
　本発明の低温流体保冷部材は、低温流体が流れるかまたは貯えられるための空間と、前記空間を囲う保冷材と、前記保冷材を覆っている外装材と、を有する。たとえば、本発明の低温流体保冷部材は、低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫である。通常は、低温流体が流れるかまたは貯えられるための空間と保冷材との間に、鋼板層が配置される。
　低温流体とは、典型的には液化天然ガス（ＬＮＧ）であるが、液化石油ガス（Liquefied petroleum gas；ＬＰＧ）、液体窒素、液体酸素、液体アンモニアなどの液化ガスなどであってもよい。
　本発明の低温流体保冷部材における保冷材は、断熱材とも称される。保冷材には、繊維系断熱材、発泡系断熱材、その他の断熱材があるが、保冷材の種類は、特に限定されない。発泡系断熱材の例には、ウレタンフォーム、フェノールフォーム、ポリスチレンフォームなどが含まれる。
　本発明の低温流体保冷部材における外装材は、基材と、基材の外装表面に形成された塗膜とを有する。
　外装材の基材の例には、Ａｌめっき鋼板、Ｚｎめっき鋼板、Ｚｎ－Ａｌめっき鋼板、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇめっき鋼板、ステンレス鋼板などの鋼板や、アルミニウム板などが含まれる。Ａｌめっき鋼板やステンレス鋼板は、光沢度が高く、日射反射率が高いため、外装材の基材として好ましい。この場合、外装表面にクリア塗膜を設けることで、日射反射率をさらに高めることができる。
　基材に、常法に従って脱脂、洗浄、置換処理、化成処理などの塗装前処理を施した後、樹脂塗膜を形成して外装材を得る。後述の通り、樹脂塗膜表面は、特定の凹凸の算術平均粗さＲａと、特定の凹凸の平均うねり間隔Ｓｍとを有する。そのような表面を有する樹脂塗膜は、例えば、基材に縮み塗料または骨材分散塗料を塗布し、焼付けることで形成されうる。
　縮み塗料は、表面張力や硬化速度などの性質が異なる２種以上の樹脂を混合した塗料である。縮み塗料を適切な条件下で基材に塗布し、焼付けることによって、所定の表面粗さをもつ樹脂塗膜が成膜される。塗料に含まれる樹脂の種類は、特に制限されない。たとえば、ポリエステル樹脂、アクリル樹脂などが使用されうる。焼付け条件は、焼付温度を１８０～２５０℃とし、焼付時間を３０～１２０秒の範囲とすることが多い。
　骨材分散塗料は、骨材が分散された樹脂塗料である。骨材分散塗料を基材に塗布し、焼付けることによって、塗膜中に分散している骨材によって所定の表面粗さに調整された樹脂塗膜が成膜される。骨材の例には、ガラスビーズ、シリカ粒子、ナイロンビーズ、ポリエステルビーズ、ポリアクリロニトリルビーズ、ＰＴＦＥ粒子、アクリルビーズなどが含まれる。骨材の粒径などは、樹脂塗膜表面の形状が所望の形状になるように選択すればよい。樹脂の例には、ポリエステル樹脂、アクリル樹脂、シリコーン樹脂、シリコーン変性ポリエステル樹脂などが含まれる。
　所定粒径の骨材を樹脂に配合して得られる塗料組成物（骨材分散塗料）を、基材に塗布し、焼付けることによって、所定の表面粗さをもつ樹脂塗膜が成膜される。焼付け条件は、焼付温度を１８０～２５０℃とし、焼付時間を３０～１２０秒の範囲とすることが多い。
　形成される樹脂塗膜の厚みは、所望の表面形状が得られる限り、特に限定されない。通常、樹脂塗膜の厚みは、１０μｍ～５０μｍの範囲である。
　本発明の低温流体保冷部材は、その外装材の外装表面に形成された塗膜の表面形状に特徴を有する。つまり、塗膜の表面形状を適切に制御することで「対流熱伝達率ｈｃ」を高めている。
　まず、外装材の表面と外気（例えば、空気）との境界での対流について検討する。図３Ａおよび図３Ｂに示すように、外装材３１の表面と外気４１との境界では、温度が急激に変化する薄い温度境界層４２が生じる。ここで、外装材の表面温度をθｓｅとし、外気温度をθａとする（この例ではθｓｅ＞θａであるが、θｓｅ＜θａにおいても同様に成り立つ）。温度境界層４２の厚みをδとする。図３Ａの外装材３１の外装表面は平滑であるが、図３Ｂの外装材３１の外装表面は粗面化されている。
　外装材３１の表面温度θｓｅと外気４１の温度θａとが平衡状態にある場合、境界で生じる対流による外装材から外気への伝熱ｑｃは、下記式（１）の通り、温度差の線形関数として近似的に表される。式（１）において、係数ｈｃは対流伝熱の起こりやすさの指標であり、「対流熱伝達率」と称される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　さらに、上記式（１）は、外気４１の熱伝導率λａを用いて、下記式（２）のように変形されうる。式（２）で示されるように、対流熱伝達率ｈｃは、温度境界層４２の厚さδによって決定され、厚さδが小さくなると増加することがわかる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　外気４１が空気である場合、温度境界層４２の厚さδは、通常数ｍｍ程度である。しかし、厚さδは、対象となる外装材の表面の向き（水平方向または鉛直方向など）、あるいは対流速度によって変わる。さらに、厚さδは、図３Ａおよび図３Ｂに示すように、外装材３１の表面の微細形状の影響も受ける。外装材３１の表面の微細形状によって、外気と接する外装材の外装表面の表面積が変化したり、微細凹凸による気流への影響が生じたりするからである。
　したがって、外装材３１の外装表面の形状を調整することで、温度境界層４２の厚さδ、ひいては対流熱伝達率ｈｃが制御可能であることがわかる。そこで、本発明の低温流体保冷部材では、外装材３１の外装表面の「凹凸の算術平均粗さＲａ」と「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」とを調整することで、温度境界層の厚さδを適切な範囲で小さくし、かつ対流熱伝達率ｈｃを適切な範囲で大きくしている。
　本発明の低温流体保冷部材の外装材３１は、外装表面に塗膜を有する。したがって、当該塗膜の表面の凹凸の「算術平均粗さＲａ」と「平均うねり間隔Ｓｍ」とを調整することで、外装材３１の外装表面を所望の状態とする。塗膜表面の形状の調整手段は、特に限定されない。前述の通り、塗膜の形成に縮み塗料を用いたり、骨材分散塗料を用いたりすることで所望の塗膜表面形状を得ることができる。
　第一に、外装材３１の外装表面の「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」は、４５μｍよりも大きいことが好ましく、６０μｍよりも大きいことがより好ましい。一方、「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」の上限は、特に制限されないが、塗装技術を含む生産技術の制限から、通常は２００μｍよりも小さいことが多い。「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」は、ＪＩＳ Ｂ０６０１：１９９４に準拠して、例えば表面形状測定レーザ顕微鏡（例えば、ＶＫ－８５００；株式会社キーエンス）で測定されうる。
　第二に、外装材３１の外装表面の「凹凸の算術平均粗さＲａ」は、２μｍよりも大きいことが好ましく、４μｍよりも大きいことがより好ましく、７μｍよりも大きいことがさらに好ましい。一方、「凹凸の算術平均粗さＲａ」の上限は、特に制限されないが、塗装技術を含む生産技術の制限から、通常は３０μｍよりも小さいことが多い。「凹凸の算術平均粗さＲａ」は、ＪＩＳ Ｂ０６０１：１９９４に準拠して、例えば表面形状測定レーザ顕微鏡（例えば、ＶＫ－８５００；株式会社キーエンス）で測定されうる。
　凹凸の算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍが対流熱伝達率ｈｃへ影響を及ぼすメカニズムは、それぞれ以下の通りに説明されうる。しかしながら、そのメカニズムが以下のものに限定されるわけではない。
　まず、外装材３１の外装表面の凹凸の算術平均粗さＲａを高めると、外装材３１の外装表面の表面積が増大する。このように凹凸の高低差を設けることで、外気と接する正味の表面積が増えるため、熱伝達が効率的に行われると考えられる。一方、平均うねり間隔Ｓｍの増大は、表面と接する気流に影響すると推察される。つまり、凹凸算術平均粗さ（Ｒａ）が増えると、表面付近では対流が生じにくい形状になるが、凹凸の平均うねり間隔（Ｓｍ）が大きくなることで、対流がスムーズに起きやすくなり、熱伝達が生じやすくなると考えられる。ただし、平均うねり間隔Ｓｍの増加で外気と接する正味の表面積が減少するため、常に熱伝達率が向上するわけではない。
　本発明は、外装材３１の外装表面の「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」と「凹凸の算術平均粗さＲａ」とを高めることにより、対流熱伝達率ｈｃを高めることを特徴とする。具体的には、対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ/ｍ２/Ｋ）は、以下の式（３）により求められる。式（３）により求められる対流熱伝達率ｈｃは、６.７以上であることが好ましく、６.８以上であることがより好ましく、７.０以上であることがさらに好ましい。
　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　　　…(３)
　上記式（３）は、後述の実験データから導き出される関数である。式（３）は、「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」と「凹凸の算術平均粗さＲａ」のいずれもが、対流熱伝達率ｈｃに寄与していることを示している。
　一方、従来の低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫における外装板の外装表面は、赤外放射率を高めるため「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」を一定以下にすることが必要であると考えられていた（特許文献２などを参照）。事実、「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」を一定以下にすることは、赤外放射率を高めることには有効である。しかしながら、「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」を一定以下にすることは、対流熱伝達率ｈｃを高めるという点からは、好ましくない場合があった。すなわち、対流熱伝達率ｈｃを十分に高めなければ、夜間の外装表面での結露が抑制できない場合がある。この対流熱伝達率ｈｃを十分に高めるためには、「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」を高めることが有効である。このように本発明は、夜間の外装表面での結露という課題を解決しようとするものであり、それを解決するための主要手段の一つとして「凹凸の平均うねり間隔Ｓｍ」を高めている。
　また、本発明の低温流体保冷部材の外装材の日射反射率は、０.２以上であることが好ましい。日射反射率は、凹凸の算術平均粗さＲａが大きくなるにしたがって、急激に低下しやすい。そのため、一定以上の日射反射率を得ようとすると、凹凸の算術平均粗さＲａを一定以下にしなければいけない場合がある。一方で、日射反射率は、凹凸の平均うねり間隔Ｓｍに依存しないか、または凹凸の平均うねり間隔Ｓｍが大きくなるにしたがって上昇する傾向がある。そのため、凹凸の平均うねり間隔Ｓｍを一定以上とすることで、日射反射率を下げることなく、対流熱伝達率ｈｃを高めることができる。
　また、日射反射率は、塗膜の材質などによっても調整され、また塗膜表面が過剰に粗いと低下する。日射反射率は、ＪＩＳ Ｋ５６０２：２００８に基づき、紫外可視光分光光度計（例えば、Ｕ－４１００；株式会社日立ハイテクノロジーズ）で求めればよい。
　以下の実験例に示されるように、本発明者は様々な表面形状を有する試験体を作製し、加熱試験または冷却試験における各部材の温度から対流熱伝達率ｈｃを求めて、対流熱伝達率ｈｃが向上する凹凸形状を探索した。もちろん、日中の配管温度上昇の原因となる外装材の日射吸収率が上がらないように考慮しながら、最終的な表面形状を決定することが好ましい。
　以上の通り、本発明は、対流熱伝達率ｈｃを高める表面微細形状を有する外装材と、それを含む低温流体保冷部材（例えば、低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫）を提供する。
　図４Ａおよび図４Ｂに示す実験装置を準備した。図４Ａに示すように、実験装置は、温度調節装置５１、保冷材２１、試験体（外装材）３２および放射制御板６１を含む。
　図４Ｂに示すように、約２００ｍｍ×２００ｍｍの貼合わせ面をもつ試験体３２と保冷材２１、および保冷材２１と温度調節装置５１の温度調節面とを注意深く貼り合わせて、均一かつ十分に熱接触させるようにした。貼り合わせは、シリコンシート７１（厚さ０.５ｍｍ、熱伝導率１Ｗ/ｍ・Ｋ）を介して行った。シリコンシート７１と保冷材２１とは熱伝導性グリース７２（熱伝導率２.２Ｗ/ｍ・Ｋ）によって密着させた。保冷材２１は、硬質ウレタンボード（厚さ１０ｍｍ、熱伝導率０.０３２Ｗ/ｍ・Ｋ）である。
　また、放射による熱伝達を制御するため、試験体３２の表面から一定厚み（５０ｍｍ）の空気層４３を介して放射制御板６１を対峙させた。放射制御板６１として、高放射率（εｂ＝０.９２）の板を用いた。また、放射制御板６１として低放射率（εｂ＝０.０４）の板を用いて、放射制御板の効果を確認するための参照実験を同様の手順にて行った。放射制御板６１の板面サイズを５００ｍｍ×５００ｍｍとして、放射制御板６１以外の周辺からの試験体３２への放射の影響をできるだけ抑制した。具体的には、その影響の小ささの指標となる形態係数（範囲０～１で値をとる）が、０.９以上になるようにした。ここでの形態係数とは、試験体３２の放射のやりとりの全てのうち、放射制御板６１とのやりとりが占める割合を示す。形態係数に関するより具体的な説明は、「最新建築環境工学（田中俊六 他共著、井上書院）、pp.185-188」に記載されている。
　空気層４３の温度を約２０℃、湿度を５０％に制御して、試験体３２の表面が結露しない雰囲気を維持した。準備した実験装置で、表面熱伝達率ｈｃを求めるために必要な、１）温度調節装置５１の温度調節面の温度θｓｉ、２）試験体３２の外装表面温度θｓｅ、３）空気層４３の温度θａ、４）放射制御板６１の温度θｂを計測した。温度調節装置５１の温度調節面の温度θｓｉを、－２０℃あるいは＋６０℃近傍で一定に制御しながら、保冷材２１を通して冷却または加熱された試験体３２の表面温度θｓｅを測定した。
　次に、表面熱伝達率、熱流および温度の関係について述べる。全表面熱伝達率ｈｓｅは、基本的に放射成分ｈｒと対流成分ｈｃの二つを含み、下記式（４）の通り、近似的に足し合わせで表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　試験体３２の外装表面温度θｓｅ、温度調節装置５１の温度調節面の温度（温度調節面－保冷材間の温度）θｓｉ、空気層４３の温度θａ、放射制御板６１の温度θｂ（≒θａ）が平衡状態に達している場合には、試験体３２への熱の流入出は、空気層４３－試験体３２の表面間と、保冷材２１－試験体３２の表面間で等しくなり、下記式（５）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　式（５）における左辺は、試験体３２の表面と空気層４３との間で生じる熱流であり、温度差と表面熱伝達率との積である。一方、式（５）における右辺は、試験体３２の表面と温度調節装置５１の温度調節面との間で保冷材２１を通して生じる熱流である。ここで、λは保冷材の熱伝導率であり、ｄは保冷材の厚みである。
　式（５）を変形することで、全表面熱伝達率ｈｓｅを求める式（６）が得られる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　一方、本実験で、放射制御板６１の温度θｂと空気層４３の温度θａとが絶対温度で見てほぼ同じ(θｂ≫θａ)であるとすると、放射熱伝達率ｈｒを用いて、放射熱伝達は式（７）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　式（７）における右辺の第一項は、空気層４３と試験体３２の表面との間で行われる正味の放射熱流である。第二項は、放射制御板６１と試験体３２の表面との間で行われる正味の放射熱流である。ここで、εは試験体３２の放射率、εａは空気層４３の放射率、εｂは放射制御板６１の放射率である。σは、ステファン・ボルツマン定数である。式(７)の右辺は、試験体３２の表面の放射熱伝達の相手が、空気層４３と放射制御板６１の二つあることを示している。
　図５には、ＦＴ－ＩＲによって測定した空気（相対湿度５０％、厚み２.４ｍ）の赤外分光透過率と、それから見積もった本実験系における空気層４３（厚み５ｃｍ）の赤外分光放射率とが示されている。また、図５における塗りつぶし領域は、室温での大気の放射エネルギー分布を示している。図５に示される測定結果から、大気層（本実験では、厚み５ｃｍ）の放射率εａは、εａ＝１０－３しかないことがわかる。そのため、式（７）における右辺第一項は無視できる。その結果、放射熱伝達率ｈｒは、下記式（８）で表され、各部材における測定温度と、試験体３２の放射率および放射制御板６１の放射率とから算出されうる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　本実験では、冷却試験あるいは加熱試験で測定した各部材の温度から式（６）と式（８）を用いて、各試験体の全表面熱伝達率ｈｓｅと放射熱伝達率ｈｒをそれぞれ求めた。そして、これらの値を式（４）に適用して、各試験体の対流熱伝達率ｈｃを求めた。
　表１には、試験体３２として用意した試験体（外装材）Ａ～Ｎの作製条件を示す。
　試験体（外装材）Ａ～Ｍでは、板厚０.６ｍｍの溶融アルミニウムめっき鋼板を基材として使用した。基材をアルカリ脱脂した後、クロメートフリー塗装前処理として、フッ化チタン酸アンモニウム２０ｇ／Ｌとタンニン酸５ｇ／Ｌを含有する処理液を塗布し、水洗することなく乾燥して、Ｔｉ付着量１０ｍｇ／ｍ２の処理皮膜をめっき表面に形成した。この処理皮膜上に、下塗り塗料をロールコーターにて塗装し、板面風速５ｍ／秒の焼付けオーブン内に投入して、到達板温度２００℃で３０秒間焼き付けることで、膜厚５μｍの乾燥塗膜を得た。下塗り塗料としては、イソシアネート架橋型エポキシ変性ポリエステル樹脂をベースに、防錆顔料としてリン酸水素マグネシウム（塗料固形分中５質量％）、リン酸亜鉛（１０質量％）およびトリポリリン酸アルミニウム（１０質量％）を配合し、体質顔料として酸化チタン（１５質量％）および硫酸バリウム（１０質量％）を配合した塗料を使用した。
　（試験体Ａ）
　下塗り塗膜を形成した表面に、上塗り塗料としてポリエステル系縮み塗料を塗装した。１００質量部のポリエステル樹脂（分子量３０００）と、３０質量部のメチル化メラミンと、ドデシルベンセンスルホン酸０.６質量部およびジ－ｎ－ブチルアミン２.４質量部を室温で混合して得た反応混合物３質量部とを有機溶剤に溶解してベース塗料（ａ）を得た。色調をグレーとするため、ベース塗料（ａ）に着色顔料を添加して、ポリエステル系縮み塗料を得た。着色顔料としては、塗料固形分中の比率で、酸化チタン（平均粒径０.２３μｍ）を３８質量％、カーボンブラック（平均粒径０.０２μｍ）を０.５質量％、酸化鉄（黄）（平均粒径０.０９μｍ）を０.３質量％、フタロシアニンブルー（平均粒径０.０５μｍ）を０.１質量％配合した。
　得られたポリエステル系縮み塗料を下塗り塗膜に塗布し、板面風速２ｍ／秒の焼付けオーブン内に投入し、到達板温度２２０℃で５０秒間焼き付けることにより、平均膜厚２２μｍの縮み塗膜を形成し、試験体Ａを作製した。
　（試験体Ｅ）
　試験体Ａの作製において、焼付け時の板面風速を７ｍ／秒としたこと以外は、試験体Ａと同様の手順で試験体Ｅを得た。板面風速を制御することで、異なる縮み柄を形成し、算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍを変えた（試験体Ａと試験体Ｅとの比較などのため）。
　（試験体Ｂ～ＤおよびＦ，Ｇ）
　試験体Ａに使用したグレーのポリエステル系縮み塗料に、表１に示したように、さらに骨材を添加して塗料を調製した。骨材には、平均粒径３０μｍのポリアクリロニトリル粒子（タフチックＹＫ－３０；東洋紡株式会社）、または平均粒径２０μｍのガラスビーズ（ＥＧＢ７３１；ポッターズ・バロティーニ株式会社）を使用した。焼付け時のオーブン内での板面風速は、表１に示す条件で実施した。塗膜の平均膜厚はいずれも２２μｍであった。
　（試験体Ｈ）
　下塗り塗膜を形成した表面に、通常の平滑な塗膜を得るためのポリエステル系塗料を塗布した。１００質量部のポリエステル樹脂（分子量３０００）、１０質量部のメチル化メラミンおよび４０質量部のブチル化メラミンを有機溶剤に溶解してベース塗料（ｂ）を作製した。さらに、色調をグレーとするため、ベース塗料（ｂ）に着色顔料を添加して、ポリエステル系塗料を得た。添加した着色顔料の種類および量は、ベース塗料（ａ）に添加された着色顔料と同様とした。
　得られたポリエステル系塗料をロールコーターにて下塗り塗膜に塗装し、板面風速５ｍ／秒の焼付けオーブン内に投入して到達板温度２２０℃で５０秒間焼き付けることにより平滑な塗膜を形成した。塗膜の平均膜厚は、重量法により２０μｍと測定された。
　（試験体Ｉ～Ｋ）
　試験体Ｈに使用したグレーのポリエステル系塗料に、表１に示したように、さらに骨材を添加して塗料を調製した。試験体Ｈと同様に、調製した塗料を下塗り塗膜に塗布し、焼付けて塗膜を形成した。骨材には、平均粒径３０μｍのポリアクリロニトリル粒子（タフチックＹＫ－３０；東洋紡株式会社）を使用した。塗膜の平均膜厚は、２０μｍであった。
　（試験体Ｌ）
　ベース塗料（ｂ）に、平均粒径１６μｍのアルミフレーク（５６１ＥＲ；昭和アルミパウダー株式会社）を、塗料固形分中の比率で１１質量％添加し、シルバーの色調とした塗料を調製した。試験体Ｈと同様に、調製した塗料を下塗り塗膜に塗布し、焼付けて試験体Ｌを得た。平均膜厚は２０μｍであった。
　（試験体Ｍ）
　ベース塗料（ａ）に、平均粒径１６μｍのアルミフレーク（５６１ＥＲ；昭和アルミパウダー株式会社）を、塗料固形分中の比率で１１質量％添加し、シルバーの色調とした塗料を調製した。調製したシルバーのポリエステル系縮み塗料に、表１に示したように、さらに骨材を添加して塗料を調製した。骨材には、平均粒径３０μｍのポリアクリロニトリル粒子（タフチックＹＫ－３０；東洋紡株式会社）を使用した。試験体Ａと同様に、調製した塗料を下塗り塗膜に塗布し、焼付けて試験体Ｍを得た。板面風速は２ｍ／秒とした。平均膜厚は２２μｍであった。
　（試験体Ｎ）
　試験体Ｎには、板厚０.２ｍｍのアルミニウム板をそのまま使用した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　各試験体の日射反射率Ｒｓｏｌ、赤外放射率ε、試験体表面の凹凸の算術平均粗さＲａ、および試験体表面の凹凸の平均うねり間隔Ｓｍを測定した。その結果を表２に示す。形成された樹脂塗膜の表面粗さを表面形状測定レーザ顕微鏡（ＶＫ－８５００；株式会社キーエンス）で測定し、凹凸の算術平均粗さＲａ、凹凸の平均うねり間隔Ｓｍを求めた。また、赤外放射率εを、ＦＴ－ＩＲ分光装置（ＧＸ１Ｐ；パーキンエルマー社）で測定した。さらに、紫外可視光分光光度計（Ｕ－４１００；株式会社日立ハイテクノロジーズ）で日射反射率Ｒｓｏｌを測定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　図６Ａ～図６Ｃには、参考例Ｈ、参考例Ａおよび実施例Ｃの試験体の表面形状をそれぞれ示すレーザ顕微鏡写真が示されている。
　例として、実施例Ｇと参考例Ｎの試験体についての前述の温度調節実験における、経過時間（Ｘ軸）と各部材の温度（Ｙ軸）との関係を図７～図１０に示す。図７および図８には、高放射率（εｂ＝０.９２）の放射制御板６１を用いた場合の結果が示される。図９および図１０には、低放射率（εｂ＝０.０４）の放射制御板６１を用いた場合の結果が示される。また、各実験について、温度調節装置５１の温度調節面の温度を－２０℃または＋６０℃の二通りの設定で行った。
　温度調節装置５１の温度θｓｉを一定に保持すると、徐々に試験体３２の表面温度θｓｅおよび放射制御板温度θｂが、それぞれ一定温度に近づき平衡に達する。本実験では、温度調節装置５１の温調表面温度θｓｉが一定温度に到達してから１０分以後に、全部材の温度が平衡に達した。
　図７および図８に示すように、放射制御板６１の放射率が高い場合には（εｂ＝０.９２）、放射率が比較的高い実施例Ｇでは、放射制御板６１と試験体３２の間で放射熱伝達が積極的に行われるため、θｓｅはθａに近い値となる（図７Ａおよび図７Ｂ）。また、放射制御板６１の温度θｂも放射熱伝達により僅かにθｓｅに近づく傾向を示す。それに対して、放射率が比較的低い参考例Ｎでは、放射制御板との間で生じる放射熱伝達が比較的小さく、その結果、θｓｅとθａとの差は、図７Ａおよび図７Ｂの場合に比べ大きくなる（図８Ａおよび図８Ｂ）。
　一方、図９および図１０に示すように、放射制御板６１の放射率が低い場合には（εｂ＝０.０４）、試験体３２の放射率が高い実施例Ｇでも（図９Ａおよび図９Ｂ）、放射率が低い参考例Ｎでも（図１０Ａおよび図１０Ｂ）、放射制御板６１の温度θｂは試験体３２の表面温度θｓｅに近づかず、空気層４３の温度θａにほぼ一致したままとなる(θｂ≫θａ)。
　図７～図１０で示したように、放射制御板６１を用いることで放射熱伝達の様子がはっきり見える。このように放射が制御された状況にして平衡状態に達した各部材の温度を正確に調べることで、放射による熱伝達と対流による熱伝達とを明確に分けて決定することができ、対流熱伝達を求めることが可能となる。具体的には、平衡状態に達した後の各部材の温度を、式（６）、式（８)、式（４）に順次適用して、それぞれの表面熱伝達率ｈｓｅ、ｈｒ、ｈｃを求めた。本実験では、温度調節装置の設定温度θｓｉを－２０℃、６０℃と変えて測定を行ったが、それら温度の違いに拘らず得られた表面熱伝達率はほぼ同じ値であった。表３に各試験体についての測定値を記載した。一般的に、熱伝達する互いの物体の温度やそれら物体間の温度差によって、表面熱伝達率は僅かに異なる値を取る傾向がある。このため、表面熱伝達率を一意に決めることは容易ではない。しかし、本実験では、極端に温度調節装置の温度設定を変えて、外装表面温度と気温との差（θｓｅ－θａ）を－１２～＋１２℃と変えても、一定の表面熱伝達率ｈｓｅ、ｈｒ、ｈｃを求めることができた。このことは、これらの表面熱伝達率の値の信頼性が高いことを示唆するものである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　図１１は、本実験における、全表面熱伝達率ｈｓｅと、凹凸の算術平均粗さＲａおよび凹凸の平均うねり間隔Ｓｍとの関係を示すグラフである（黒丸参照）。図１１には、参考のため、特許文献２の実施例に記載の結果から、ＪＩＳ Ａ９５０１の条件に準じて見積もったｈｓｅの結果も示す（白丸参照）。図１１に示されるように、本実験における結果は、総じて全表面熱伝達率ｈｓｅが高かった。特に、凹凸の平均うねり間隔Ｓｍが大きい（４５μｍ以上）場合、本実験における結果は、従来の結果よりも明らかに表面熱伝達率ｈｓｅが高まっていた。
　図１２には、各試験体の赤外放射率εと、各熱伝達率（全表面熱伝達率ｈｓｅ、放射熱伝達率ｈｒ、対流熱伝達率ｈｃ）との関係を示す。赤外放射率を広範囲に亘って見た場合、赤外放射率εと全表面熱伝達率ｈｓｅ（黒四角）との関係を表す点線の傾きは、放射熱伝達率ｈｒ（黒三角）の赤外放射率への依存性を表す点線の傾きに一致している。よって、本実験の信頼性が確保できていると考えられる。なぜならば、全表面熱伝達率ｈｓｅの傾きと放射熱伝達率ｈｒの傾きとが一致することは、従来の知見（特許文献１、特許文献２を参照）に一致するからである。
　このように、放射熱伝達率ｈｒは、全表面熱伝達率ｈｓｅを決める一要因であり、周囲に比較的高温の対象物がある場合に限って表面の放射率を高めることが有効であることを示している。
　図１２には、全表面熱伝達率ｈｓｅと放射熱伝達率ｈｒとから式（４）を用いて求めた対流熱伝達率ｈｃ（黒四角）の結果も示されている。本実験において、対流熱伝達率ｈｃは、５.８～７.４（Ｗ／ｍ２／Ｋ）の範囲の値を取り、それらは放射率に依存していないように見える。
　次に、図１３に示すように、対流熱伝達率ｈｃ（黒四角）を、凹凸の算術平均粗さＲａおよび凹凸の平均うねり間隔Ｓｍごとにプロットした。図１３Ａには、対流熱伝達率ｈｃと算術平均粗さＲａとの関係が示される。図１３Ｂには、対流熱伝達率ｈｃと平均うねり間隔Ｓｍとの関係が示される。算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍのいずれにおいても、数値の増加とともに対流熱伝達率ｈｃが増加しているのが確認される。
　外装表面は、様々なＲａとＳｍの組み合わせの形状を有しているため、これらが対流熱伝達率ｈｃに及ぼす寄与を図１３からは正確に見極められない。図１４は、算術平均粗さＲａまたは平均間隔Ｓｍの増大により、対流熱伝達率ｈｃが増加することをより明確に示す。図１４Ａには、対流熱伝達率ｈｃと、算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍとの関係を三次元的にプロットした。これから、算術平均粗さＲａと平均うねり間隔Ｓｍの両者ともに、対流熱伝達率ｈｃの増加に寄与していることがわかる。図中のメッシュで示した平面は、本実験の測定データを平面フィッティングした結果であり、この面の傾きから凹凸の算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍの対流熱伝達率ｈｃへの寄与の大きさが求められる。また、図１４Ｂは、このフィット平面を断面方向（図中の直線に対応）から見たときのデータを表している。
　図１４Ａに示された平面の傾き、言い換えれば図１４Ｂの横軸のＲａとＳｍとの線形式の係数から、算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍの対流熱伝達率ｈｃへの影響は、それぞれ０.０５６８(Ｗ／ｍ２／Ｋ／μｍ)、０.０００６２７(Ｗ／ｍ２／Ｋ／μｍ)と見積もられる。このように、外装材の外装表面に凹凸形状を形成する場合に、凹凸の算術平均粗さＲａを大きくすることで効率的にｈｃを高めることができ、かつ平均うねり間隔Ｓｍを高めることで、緩やかであるがｈｃを高める傾向が見られる。これら二つの形状因子が温度境界層の厚さひいては対流熱伝達率に寄与していることが、本実験で見出された。式（４）で明らかなように、外装材表面の対流熱伝達率ｈｃを高めることで、全表面熱伝達率ｈｓｅを向上することができる。そしてこのことは、式（６）から期待されるように、保冷材の厚さｄの低減、あるいは、より高い露点に対応した外装材の開発に繋がると言える。一方、従来例（特許文献１、特許文献２）では、赤外放射率の制御という本件と異なる目的であるが、表面形状（Ｒａ，Ｓｍ）の制御が行われており、この例においても結果的に対流熱伝達率ｈｃは高められていたと考えられる。しかしながら、従来のＲａとＳｍの制御範囲で見ると、Ｓｍ＞４５μｍに限れば、ｈｃ≦６.５１（Ｗ／ｍ２／Ｋ）までの達成に留まっている。これはＲａとＳｍの両者を同時に高くすることが難しかったためであり、本発明で外装材表面でこれを初めて実現した。
　上記のようにＲａとＳｍを同時に高めることできれば、日中の日射吸収による外装材の内部昇温の問題を回避することができる。図１５Ａには、日射反射率Ｒｓｏｌと算術平均粗さＲａとの関係が示されている。図１５Ｂには、日射反射率Ｒｓｏｌと平均うねり間隔Ｓｍとの関係が示されている。図１６には、日射反射率Ｒｓｏｌと、算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍとの関係を三次元的にプロットした。図１５Ａに示されているように、塗膜を構成する成分が基本的に同じ場合は、算術平均粗さＲａが上昇すると日射反射率Ｒｓｏｌが急激に低下することがわかる。一方で、図１５Ｂに示されるように、日射反射率Ｒｓｏｌは、平均うねり間隔Ｓｍに依存しないか、または平均うねり間隔Ｓｍが大きいと高まることがわかる。
　このように、対流熱伝達率ｈｃを高めながら、日射反射率Ｒｓｏｌを維持しようとする場合には、特に算術平均粗さＲａおよび平均うねり間隔Ｓｍの両方を高めることが好ましいことがわかる。
　本出願は、２０１０年１０月１４日出願の特願２０１０－２３１９８８に基づく優先権を主張する。当該出願明細書および図面に記載された内容は、すべて本願明細書に援用される。
　本発明の低温流体保冷部材は、外装材の外装表面の対流熱伝達率ｈｃが高く、夜間の外装材表面での表面結露を効果的に抑制することができる。しかも、その効果は、低温流体保冷部材の設置環境によらずに得られる。そのため、本発明の低温流体保冷部材は、種々の環境に設置しても、長期的に腐食することなく、ＬＮＧなどの低温流体を配送または貯蔵することができる。
　１　低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫
　２　地面
　３　工場
　１１　流路または貯蔵空間
　２１　保冷材
　３１　外装材
　３２　試験体
　４１　外気
　４２　温度境界層
　４３　空気層
　５１　温度調節装置
　６１　放射制御板
　７１　シリコンシート
　７２　熱伝導性グリース
　θｓｉ　温度調節装置の温度調節面温度
　θｓｅ　試験体の外装表面温度
　θａ　空気層の温度
　θｂ　放射制御板の温度
　ｑｉ　温度調節装置から試験体への熱流
　ｑｒａ　大気から試験体への放射熱流
　ｑｒｂ　放射制御板から試験体への放射熱流
　ｑｃ　大気から試験体への対流伝熱
　ε　外装材の赤外放射率
　εａ　大気の赤外放射率
　εｂ　放射制御板の赤外放射率
　λ　保冷材の熱伝導率
　λａ　大気の熱伝導率
　ｈｓｅ　全表面熱伝達率
　ｈｒ　放射熱伝達率
　ｈｃ　対流熱伝達率
　Ｒｓｏｌ　日射反射率

Claims (5)

  1. 　低温流体が流れるかまたは貯えられるための空間と、前記空間を囲う保冷材と、前記保冷材を覆っており、外装表面に塗膜を有する塗装外装材と、を有する低温流体保冷部材であって、
    　前記塗膜表面の凹凸の算術平均粗さをＲａとし、凹凸の平均うねり間隔をＳｍとしたときに、Ｓｍ＞４５μｍであり、かつ下記式（１）により求められる対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ/ｍ２/Ｋ）が６.７以上である、低温流体保冷部材。
    　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　　　…（１）
  2. 　前記塗装外装材は、塗装鋼板である、請求項１に記載の低温流体保冷部材。
  3. 　日射反射率が、０.２以上である、請求項１に記載の低温流体保冷部材。
  4. 　低温流体輸送配管または低温流体貯蔵庫である、請求項１に記載の低温流体保冷部材。
  5. 　低温流体保冷部材のための塗装外装材であって、
    　前記塗装外装材の外装表面に形成された塗膜表面の凹凸の算術平均粗さをＲａとし、凹凸の平均うねり間隔をＳｍとしたときに、Ｓｍ＞４５μｍであり、かつ下記式（１）により求められる対流熱伝達率ｈｃ（Ｗ/ｍ２/Ｋ）が６.７以上である、塗装外装材。
    　ｈｃ＝６.２７９３＋０.０５６８Ｒａ＋０.０００６２７Ｓｍ　　　…（１）
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