加熱装置
【課題】簡易な構造で、熱効率を飛躍的に向上させる加熱装置を提供する。
【解決手段】加熱対象が投入される釜体２と、釜体２の側面及び底面を囲うとともに釜体２を支持する筐体３と、釜体２と筐体３との間に設けられ釜体２を加熱するバーナー４とを備えた加熱装置において、筐体３内に水を供給する手段を設ける。この加熱装置において、バーナー４の発熱の一部を利用して供給した水を水蒸気に気化させ、バーナー４による加熱とともに水蒸気によって釜体２を加熱する。
【解決手段】加熱対象が投入される釜体２と、釜体２の側面及び底面を囲うとともに釜体２を支持する筐体３と、釜体２と筐体３との間に設けられ釜体２を加熱するバーナー４とを備えた加熱装置において、筐体３内に水を供給する手段を設ける。この加熱装置において、バーナー４の発熱の一部を利用して供給した水を水蒸気に気化させ、バーナー４による加熱とともに水蒸気によって釜体２を加熱する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、加熱対象を釜体に投入して加熱を行う加熱装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
この種の装置として比較的大型なものに、金属溶融炉、ボイラー等の工業炉がある。
このような工業炉では、バーナー等により直接釜を加熱し固体の熱伝導により釜全体を加熱することが一般的である。しかし、このような加熱方式では熱効率が３５％程度であるため、従来から熱効率の向上が望まれていた。
【０００３】
直接釜を加熱する方式において熱効率が３５％程度と低く留まる理由としては、バーナー等の加熱時に生じる排気ガスが熱を持ち去ることが挙げられる。そこで、この点に着目し、排熱を回収することで熱効率の向上を図る技術が従来から種々提案されている。
【０００４】
例えば特許文献１には、排熱回収型バーナーを備えた溶融炉が開示されており、この溶融炉では、回収した排熱による熱をバーナーの燃焼空気の予熱に利用し、熱効率の向上を図っている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２０００−１８８２８号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記特許文献１に開示されるような排熱を回収して熱効率の向上を図る装置は、間接的に熱効率を向上させるものが多く、直接的に釜に対する熱効率を向上させるものではないため、熱効率の向上効果として十分なものとは言い難く、また、装置が複雑化及び大型化してしまうという問題もある。
【０００７】
本発明は係る実情に鑑みて、簡易な構造で、熱効率を飛躍的に向上させることが可能な加熱装置の提供を目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題の解決手段として、請求項１に記載の発明は、加熱対象が投入される釜体と、前記釜体の側面及び底面を囲うとともに前記釜体を支持する筐体と、前記釜体と前記筐体との間に設けられ前記釜体を加熱する加熱手段とを備えた加熱装置であって、前記筐体内に水を供給する水供給手段を備え、前記加熱手段の発熱の一部を利用して前記水供給手段によって供給された水を水蒸気に気化させ、前記加熱手段による加熱とともに水蒸気によって前記釜体を加熱することを特徴とする。
【０００９】
請求項２に記載の発明は、前記加熱手段の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口を備えたことを特徴とする。
【００１０】
請求項３に記載の発明は、前記加熱手段が前記釜体の底部に近接又は当接して配置され、前記排気口が前記筐体の前記釜体の底部よりも上方に位置する部位に設けられ、前記釜体の側面と前記筐体との間に螺旋状の流路が設けられており、前記加熱手段の加熱によって気化させた水蒸気を、前記螺旋状の流路によって前記釜体の側面を回流させ、前記ガス廃棄物とともに前記排気口から排出することを特徴とする。
【００１１】
請求項４に記載の発明は、前記水供給手段が、前記筐体内に設けられ水を吸水する吸水性を有する吸水体と、前記吸水体に水を供給する水供給部とで構成され、前記吸水体を前記加熱手段によって加熱することで、水蒸気を発生させることを特徴とする。
【００１２】
請求項５に記載の発明は、前記吸水体が多孔質体であることを特徴とする。
【００１３】
請求項６に記載の発明は、前記加熱手段の加熱によって気化させる水蒸気には、１００度以上の高温水蒸気が含まれることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１４】
請求項１，６に記載の発明によれば、加熱手段による固体伝熱に加え、水蒸気による対流及びふく射による釜体への伝熱により、熱効率を飛躍的に向上させることができる。また、熱効率の向上によるエネルギー消費量の削減により、二酸化炭素等の排出量を低減することができ、環境にやさしい加熱装置を実現できる。
また、水蒸気により釜体全体に渡って加熱が行われるため、釜体内部の温度分布を均一化でき、加熱対象を均一に加熱でき、特に材料製造等の際に材料密度の均一化を図れる。
また、加熱手段が設けられた筐体内に水を供給する簡易な構成であるため、装置を大型化及び複雑化することがない。さらには、既存設備に容易に構築できる構造であるため、製造コストを抑えて熱効率の向上を図ることができる。
【００１５】
請求項２に記載の発明によれば、排気口による排気作用によって対流を促進することができる。
請求項３に記載の発明によれば、水蒸気による熱伝熱を釜体側面に対して十分に行うことができる。
請求項４、５に記載の発明によれば、筐体内に供給する水の量を好適に制御できる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明の第１の実施形態に係る加熱装置の構成を示した縦断面図である。
【図２】本発明の第２の実施形態に係る加熱装置の構成を示した縦断面図である。
【図３】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（対流解析）における解析モデルを示した図である。
【図４】対流解析に用いた計算メッシュを示した図である。
【図５】対流解析における計算メッシュの詳細仕様を説明する表を示した図である。
【図６】対流解析におけるコンロ入口の流速の時間変化を示した図である。
【図７】対流解析における所定時間の鍋底温度の解析結果を示した図である。
【図８】対流解析における時間推移と鍋底温度との関係の解析結果を示した図である。
【図９】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（ふく射解析）における解析モデルを示した図である。
【図１０】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（ふく射解析）における解析モデルをより具体的に示した図である。
【図１１】ふく射解析において用いる都市ガスの単色放射能の波長分布を示した図である。
【図１２】ふく射解析における時間推移と鍋底温度との関係の解析結果を示した図である。
【図１３】ふく射解析における時間推移と鍋底の吸収熱流束との関係の解析結果を示した図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【００１８】
＜第１の実施形態＞
図１は、本発明の第１の実施形態に係る加熱装置１の概略構成を示した縦断面図である。加熱装置１は、水、金属等の加熱対象が投入される釜体２と、釜体２の側面及び底面を囲うとともに釜体２を支持する筐体３と、釜体２と筐体３との間に設けられ釜体２を加熱するバーナー４とを備えている。
【００１９】
釜体２は有底円筒状の金属製容器であり、上部開口周囲に形成されたフランジ５を筐体３の上部に形成された支持孔６の周縁に当接させ、その側面及び底面を筐体３内に収容させた状態で筐体３に支持されている。釜体２と筐体３の間には一定空間が形成されている。バーナー４は釜体２の底部７の下方に設けられている。
【００２０】
バーナー４は筐体２の側壁部に支持され、釜体２の底部７に近接して配置されている。バーナー４は筐体３外部に引き出された燃料供給管８から燃料を供給され、釜体２の底部７を主に加熱する。燃料供給管８から供給される燃料は本実施形態ではガスが用いられる。
【００２１】
筐体３の側壁部の上側部分には、バーナー４の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口９が形成され、排気口９は釜体２の底部７よりも上方において一端を開口し、一端側の開口から水平に延出した後、上方に折曲して他端を外部に臨ませる。排気口９は煙突形状を呈している。
【００２２】
筐体２内には、水を吸水する吸水性を有した多孔質体１０が設けられ、多孔質体１０は具体的には軽石である。多孔質体１０は、筐体２の底部上面に設けられ、上方で燃焼するバーナー４の燃焼炎Ｆによって加熱される。多孔質体１０は、筐体３の底部から外部に引き出された水供給管１１から水を供給される。
【００２３】
バーナー４は多孔質体１０に吸水された水を蒸発させ、水蒸気、好ましくは１００度以上の高温水蒸気に気化させる。水供給管１１から多孔質体１０に対して供給される水の供給量は、バーナー４の燃焼炎Ｆの発熱量に応じて制御可能とされている。
【００２４】
上記構成を備えた加熱装置１では、バーナー４の燃焼炎の発熱の一部を利用して多孔質体１０に吸水させた水を水蒸気に気化させ、バーナー４による加熱とともに気化させた水蒸気によって釜体２を加熱する。
【００２５】
この加熱装置１では、バーナー４による固体伝熱に、水蒸気による対流及びふく射による伝熱を加えることにより、熱効率を飛躍的に向上させることができる。また、熱効率の向上によるエネルギー消費量の削減により、二酸化炭素等の排出量を低減することができ、環境にやさしい加熱装置を実現できる。
【００２６】
また、水蒸気により釜体２全体に渡って加熱が行われるため、釜体２内部の温度分布を均一化でき、加熱対象を均一に加熱でき、特に材料製造等の際に材料密度の均一化を図れる。また、バーナー４が設けられた筐体３内に水を供給する簡易な構成であるため、装置を大型化及び複雑化することがない。さらには、既存設備に容易に構築できる構造であるため、製造コストを抑えて熱効率の向上を図ることができる。
【００２７】
また、加熱装置１では筐体３に排気口９を設けているが、この場合、排気口９による排気作用によって対流を促進することができる。また、加熱装置１では、軽石である多孔質体１０に水を吸水させ、これを加熱することで水蒸気を発生させるが、この場合には、所望の水蒸気量を発生させる際に供給する水の量を好適に制御できる。また、軽石のような鉱物である場合、熱の吸収性が高いため水蒸気を効率的に発生させることができる。
【００２８】
＜第２の実施形態＞
次に本発明の第２の実施形態について説明する。図２には、本実施形態に係る加熱装置２０の概略構成が示されている。なお、本実施形態において第１の実施形態と同様の構成要素については同一符号で示し、説明は省略する。
【００２９】
本実施形態に係る加熱装置２０では、釜体２の側面と筐体３との間に螺旋状の流路２１が設けられている。流路２１は、釜体２の側面に一体的に設けられる態様でも、筐体３側壁内周面に一体的に設けられる態様でも構わない。
【００３０】
この加熱装置２０では、バーナー４の加熱によって蒸発された水蒸気が、螺旋状の流路２１によって釜体２の側面を回流し、バーナー４の発熱によって生じるガス廃棄物とともに排気口９から排出される。このような構成によれば、水蒸気による熱伝熱を釜体２側面に対して十分に行うことができるため、熱効率をより向上させることができる。
【００３１】
以上で本発明の第１、第２の実施形態について説明したが、本発明は上記実施形態に限定されるものはない。例えば、上記第１、第２の実施形態に係る加熱装置では、加熱手段として気体燃料（ガス）を用いるバーナーを用いたが、ガソリンのような液体燃料を用いるバーナーを用いてもよい。
【００３２】
また、バーナーに代えて、電気ヒータ、電磁誘導ヒータ（所謂ＩＨ）を加熱手段としてもよい。なお、加熱手段を電気ヒータ、電磁誘導ヒータ（所謂ＩＨ）とした場合は、多孔質体１０を加熱手段に当接させて加熱する態様とする。
【００３３】
また、上記実施形態では、多孔質体１０を筐体３内に配置して、バーナー４による加熱する態様を説明したが、例えば単に水を貯留する容器を筐体３内に設ける態様としてもよい。また、渦巻状の管（所謂スパイラル管）に水を充填しておき、管を加熱することで蒸発した水蒸気を放出するような態様であっても構わない。さらには、筐体３内にインジェクターのような水噴射装置を備える構成としても構わない。
【００３４】
また、ふく射伝熱による効果を向上させようとする場合には、釜体に対して赤外線吸収構造を設けてもよい。このような構造としては、幾何学構造等が考えられる。
【００３５】
なお、上記実施形態は、本発明の加熱装置を比較的小規模な炉に適用した場合を説明したものであるが、本発明は種々の産業分野で適用可能なものである。比較的大規模なものであれば、管式加熱炉、金属加熱炉、窯業焼成炉、ガス溶融炉、ガス化溶融炉、ボイラー等の工業炉において適用できる。また、家庭用や業務用の調理用品分野等でも適用可能であり、具体的には、鍋、ポット、ホットプレート等においても好適に用いることができる。
【００３６】
＜本発明の効果の検証＞
以下では、本発明の上記実施形態に構成の近い家庭用コンロをモデル化し、具体的な条件を付与して本発明の効果を検証した解析結果を説明するものとする。
【００３７】
（対流による熱効率向上効果について）
高温水蒸気発生により流体の体積が膨張すると、流速が増加することが考えられる。流速が大きくなれば、（強制）対流熱伝達率は大きくなる。これが、本発明における対流による熱効率向上の効果である。以下で説明する解析結果は、流速の増加が対流熱伝達促進にどれほど寄与するのか検証したものである。
【００３８】
１．解析モデル
解析モデルとしては、図３に示すような２次元軸対称系を採用した。上記実施形態の構成を想定し、釜体２（鍋）に相当するアルミニウム金属に燃焼ガスを想定した高温空気を真下から流入させ、温めるものとした。
【００３９】
図４に解析に用いた計算メッシュを示し、図５に計算メッシュの詳細な仕様について示す。計算格子は３角形要素とした。
【００４０】
２．解析条件
図３の解析モデル上において、解析領域上部Ａ、および側部Ｂは解放境界とした。解析領域底部のコンロに相当する部分を除いた領域Ｃは断熱境界条件とした。空間を満たす空気の初期温度は３００Ｋとし、鍋を想定したアルミニウムの初期温度も３００Ｋに設定した。バーナー（以下、コンロ）に相当する部分（Ｄ）での熱源においては熱流束境界条件を設定し、ガスの流入速度は圧力境界条件として与え、鍋を加熱するものとした。なお、鍋の底の半径Ｒは７ｃｍ、鍋の深さｈは１２ｃｍ、鍋の開口の半径ｒは１０ｃｍである。鍋底とコンロとの距離ｄは４ｃｍ、コンロの半径ｂは５ｃｍ、領域Ｃの幅Ｗは２５ｃｍ、側部Ｂの高さは４０ｃｍとした。
【００４１】
３．熱源となる熱流速
使用する燃焼ガスは、都市ガスとして一般的に用いられているプロパンを仮定した。プロパンの標準熱量は４５（ＭＪ／ｍ３）＝１２．５（ｋＷ／ｍ３）＝４．１７（ｋＷ）であり、ここで、ガスの消費量を４．２（ｋＷ／ｈ）とし、この場合、１時間当たりのガスの消費量は４．２（ｋＷ／ｈ）÷１２．５（ｋＷ／ｍ３）＝０．３３６（ｍ３／ｈ）である。プロパンの密度は、０．１ＭＰａ、２１℃において１．８７（ｋｇ／ｍ３）であるから、０．３３６（ｍ３／ｈ）×１．８７（ｋｇ／ｍ３）＝０．６３（ｋｇ／ｈ）の質量流量を燃焼させる。このとき、コンロ部の面積を実際のガスコンロから概算すると、０．７８５×１０−２（ｍ２）であることから、水を付与せず、燃焼ガスのみを流入する場合の熱流束は、ｑ＝４．１７（ｋＷ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝５３１２１０（Ｗ／ｍ２）となる。
【００４２】
一方、上記燃焼ガスに水蒸気を付与する場合、３０（ｃｃ／ｍｉｎ）＝０．５（ｇ／ｓ）の水分を与えて過熱度２００℃の過熱水蒸気を生成したと仮定すると、過熱水蒸気生成までに熱量を必要とする。
【００４３】
飽和水を想定し、２０℃の飽和水を１００℃の飽和水とするための熱量は、
Ｑ１＝ｍｃｔ＝０．５（ｇ／ｓ）×４．２（Ｊ／ｇ・Ｋ）×８０（Ｋ）＝１６８（Ｊ／ｓ）＝０．１６８（ｋＷ）、
１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気にするための熱量は、
Ｑ２＝２．２６（ＭＪ／ｋｇ）×０．５／１０００（ｋｇ／ｓ）＝１．１３（ｋＷ）、
１００℃の飽和水蒸気を２００℃の過熱水蒸気（高温水蒸気）にするための熱量は、
Ｑ３＝ｍｃ’ｔ＝０．５（ｇ／ｓ)×２．１（Ｊ／ｇ・Ｋ）×２００（Ｋ）＝２１０（Ｊ／ｓ）＝０．２１０（ｋＷ）である。
【００４４】
したがって、水を付与したことによって失う熱量（ロス）は、Ｑ１＋Ｑ２＋Ｑ３＝１．５１（ｋＷ）となる。水を付与した際に燃焼ガスが持つ熱量は、４．１７（ｋＷ）−１．５１（ｋＷ）＝２．６６（ｋＷ）となるため、水分を付与した燃焼ガスを流入させる場合の熱流束は、ｑ’＝２．６６（ｋＷ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝３３８８５３（Ｗ／ｍ２）となる。
【００４５】
４．流速
家庭用コンロの燃焼ガスの流速を実測すると、およそｕ＝０．３３（ｍ／ｓ）である。
一方、水を付与した場合、飽和水蒸気から過熱水蒸気を生成する過程で体積膨張する。水の付与量は３０（ｃｃ／ｍｉｎ）＝０．５（ｇ／ｓ）＝０．５×１０−６（ｍ３）／Ｓ）であり、液体での体積変化は小さいと仮定する。
１秒間を考えると、１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気に変化させた場合、体積は１６７３倍になり、（０．５×１０−６（ｍ３）×１６７３＝０．８３６５×１０−３（ｍ３））、１００℃の飽和水蒸気を、２００℃の過熱水蒸気に変化させた場合、表１より１．５６倍となる（０．８３６５×１０−３（ｍ３）×１．５６＝１．３０×１０−３（ｍ３））。なお、表１は、日本機械学会蒸気表（１９９９）を抜粋した。
【００４６】
【表１】
【００４７】
したがって、コンロの火口部分で過熱水蒸気（高温水蒸気）が生成されたと仮定すると、水を付与した際の燃焼ガスの流速は、ｕ’＝ｕ＋Ｖ／Ｓ＝０．３３＋１．３０×１０−３（ｍ３／ｓ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝０．５０（ｍ／ｓ）となる。
【００４８】
図６は、圧力境界条件を設定し計算したコンロ入口の流速の時間変化を示したものである。図６において、実線Ｌ１が水を付与した場合を示し、破線Ｌ２が水を付与しない場合を示している。上述の計算結果とほぼ等しい流速設定となっていることがわかる。
【００４９】
５．支配方程式
数値解析に用いた支配方程式を以下に示す。
【００５０】
６．連続方程式
質量保存方程式（連続方程式）は、次式（１）のように表すことができる。
【００５１】
【数１】
【００５２】
上記数式（１）は、質量保存方程式の一般形を示し、非圧縮性及び圧縮性流れに対して有効である。ソースＳｍは、分散した（即ち、液滴の蒸発による）第２相と他のユーザ定義によるソースから、連続相に加えられた質量である。ここでは、Ｓｍ＝０である。
【００５３】
７．運動量保存式
慣性（非加速）基準座標における運動量保存式は、次式（２）のように表すことができる。
【００５４】
【数２】
【００５５】
ここで、上記数式（２）において、ｐは静圧、τ＜＝＞は応力テンソル、ρｇ＜→＞とＦ＜→＞は夫々引力体積および外的体積力である。Ｆ＜→＞は多孔質媒体など、他のモデル依存のソース項を含む。なお、ここで、明細書文中内においては、数式（２）で係数（例えばτ）の上部に標記された記号を形式的に＜＞内に示すものとした（以下でも同様とする）。そして、τ＜＝＞は、次式（３）で表される。
【００５６】
【数３】
【００５７】
ここで、上記数式（３）において、μは分子粘度、Ｉは単位テンソルで、右辺の第２項は体積膨張の効果を表す。
【００５８】
８．エネルギー方程式
エネルギー方程式を次式（４）で計算するものとした。
【００５９】
【数４】
【００６０】
ここで、数式（４）において、ｋは有効熱伝導率（＝ｋ＋ｋｔ，ｋｔは乱流熱伝導率）で、Ｊ＜→＞ｊは、は化学種「ｊ」の拡散流束である。数式（４）の右辺の第３項までは、それぞれ伝導と化学種の拡散、粘性散逸によるエネルギー輸送を表している。また、Ｓｈは、化学反応による生成熱や体積熱源を含む熱源が含まれる。
【００６１】
また、数式（４）において、Ｅは次式（５）で表される。
【００６２】
【数５】
【００６３】
ここで、上記数式（５）において、ｈは顕熱エンタルピーであり、理想気体に対しては、次式（６）で定義される。
【００６４】
【数６】
【００６５】
上記数式（６）において、Ｙｊは化学種「ｊ」の質量分率、ｈｊは次式（７）で表される。
【００６６】
【数７】
【００６７】
上記数式（７）において、Ｔは３００Ｋである。
【００６８】
９．乱流モデル
（標準ｋ−εモデル）
標準ｋ−εモデルは、乱流運動エネルギー（ｋ）とその散逸率（ε）の輸送方程式に対する半経験的モデルである。ｋのモデル輸送方程式は厳密な方程式から導かれるのに対し、εのモデル輸送方程式は、物理的な推理によって得られたものであり、数学的に厳密な輸送方程式とはほとんど似たところがない。
【００６９】
標準ｋ−εモデルの導出に当たっては、流れは完全に乱流であり、分子粘性の影響は無視できるものと仮定されている。したがって、標準ｋ−εモデルが使用できるのは、完全な乱流の場合である。
【００７０】
（標準ｋ−εモデルの輸送方程式）
乱流運動エネルギーｋ、その散逸率εは次式（８）の輸送方程式から得られる。
【００７１】
【数８】
【００７２】
【数９】
【００７３】
上記数式（８），（９）において、Ｇｋは平均速度勾配による乱流運動エネルギーの生成を表す。Ｇｂは浮力による乱流エネルギーの生成である。ＹＭは、圧縮性乱流における膨張変動の散逸率への寄与を表す。Ｃ１ε、Ｃ２ε、Ｃ３εはモデル定数、σｋ、σεは、それぞれｋとεに対する乱流プラントル数である。Ｓｋ、Ｓεは、ユーザ定義ソース項である。
【００７４】
（乱流粘性係数のモデル化）
渦粘性係数または乱流粘性係数μtは、ｋとεから次式（１０）のように計算される。
【００７５】
【数１０】
【００７６】
（モデル定数）
モデル定数Ｃ１ε、Ｃ２ε、Ｃ３ε、σｋ、σεは、次のデフォルト値を設定した。
【００７７】
Ｃ１ε＝１．４４、Ｃ２ε＝１．９２、Ｃ３ε＝０．０９、σｋ＝１．０、σε＝１．３
【００７８】
これらのデフォルト値は、基本的せん断乱流に対して、空気または水を用いた実験から求めたものである。実験対象は、一様せん断流、等方性格子乱流の減衰などである。これらのモデル定数値は、壁に囲まれた流れや、自由せん断流など、広い範囲の流れに対して、かなり良い結果を出すことが知られている。
【００７９】
（ｋとεの決定）
ｋとεを明示的に指定する代わりに、乱流強度Ｉ、代表長さＬを用いて、ｋとεを次式（１１），（１２）より導いた。
【００８０】
【数１１】
【００８１】
【数１２】
【００８２】
なお、数式（１１）において、ｕａｖｇは平均流速である。また、数式（１２）において、Ｃμは、乱流モデルで使用される経験値（約０．０９）である。
【００８３】
１０．解析結果
上述の条件である場合、付与した水を高温水蒸気にするためには、上述のように熱源のエネルギーの３６％をロスし、この影響で、コンロ入口の温度は１３６２Ｋから１０４３Ｋへと減少する結果となる。しかしながら、高温水蒸気の発生に伴い体積が膨張し流速が増すことで、効率的な燃焼が行われることがわかる。
【００８４】
すなわち、図７には、上述の条件で解析による鍋底温度比較の結果を示しており、図７において実線Ｌ３が水を付与した場合を示しており、破線Ｌ４が水なしの場合を示している。同図を参照すると、通常の燃焼に比べ、水を付与することで鍋底の温度は全体的に１４℃程度高くなっていることが分かる。また、図７は加熱開始から１８００秒後の鍋底の温度解析結果であり、横軸は鍋底の半径方向における鍋底中心からの距離を示している。
【００８５】
上記水付与の場合と水なしの場合との差は、解析上、加熱を開始してすぐに顕著に現われ、次第に開きは一定値となる結果であった。この結果が図８に示されている。図８において、実線Ｌ５が水付与の場合を示し、破線Ｌ６が水なしの場合を示している。
【００８６】
また、図８には、直接比較するには体系が異なるが、検証実験における燃焼ガス量および付与する水分量を合わせて示している（実線Ｌ７：水あり、破線Ｌ８：水なし、本解析とは条件は異なる）。この実験結果でも、水付与の効果が見られた。
実験値と今回の解析結果は開きがあるが、これは実験では炉が断熱材に囲まれていたために、外に逃げる熱がなかった事が影響していると考えられる。
このように水蒸気生成により熱量を消費するものの、流速の増加が対流熱伝達促進に寄与することが解析によっても確認でき、本発明における対流による熱効率向上の効果が確認された。
【００８７】
（ふく射による熱効率向上効果について）
次に、ふく射による熱効率向上効果の検証をした解析結果を説明する。
水蒸気は温暖化ガスとして知られ、温度が高いほど、ふく射の吸収・再放射が大きくなる。したがって、燃焼場のような高温下で水蒸気量が変化した場合、熱移動に変化が予想される。高温場での水蒸気のふく射物性を波長ごとに導入し、水蒸気量変化に対するふく射伝熱の変化を、実験場を模擬して評価したものが本解析である。
【００８８】
１．解析手法
（光線追跡法によるふく射要素法）
本解析では、図９に示すような多面体で構成される任意形状のふく射要素を考える。位置ベクトルｒ＜→＞における方向ベクトルｓ＜＾＞の単色ふく射強度をＩλとすると、微小距離Ｓを通過する際のふく射エネルギーバランスは、次式（１３）のように表される。なお、＜＞内の記号は、係数の上部に表記されるものであるが、ここでは上述と同様に形式的＜＞内に示すものとした。
【００８９】
【数１３】
【００９０】
ここで、ｋλとσｓ，λは、それぞれ単色吸収係数と単色散乱係数である。
Фλ（ｓ＜＾＞’→ｓ＜＾＞）は、方向ベクトルｓ＜＾＞’からｓ＜＾＞への位相関数、ωは立体角である。
【００９１】
単色減衰係数βλおよび散乱アルベドΩλをそれぞれ、βλ＝ｋλ＋σｓ，λ，、Ωλ＝σｓ，λ／βλとすると、次式（１４）が得られる。
【００９２】
【数１４】
【００９３】
ここで取り扱う燃焼場では、鉛直方向の厚さと比較して水平方向の広がりが十分大きな媒体を考え、状態量や物性値の鉛直軸方向以外の変化が鉛直軸方向の変化に比べて近似的に無視できる１次元平行平板系を考える。解析モデルも平行平板系のもとで構築するが、３次元ふく射伝熱解析と原理的には等しいので、ここでは３次元ふく射伝熱解析について述べる。
ふく射要素法では、媒体を有限の要素に分割し、それぞれの要素i内において以下の仮定を満たすものとする。
【００９４】
・各ふく射要素内では温度、屈折率、単位体積当たりの発熱量は一定である。
・ふく射性媒体中での散乱は等方性である。
・散乱されるふく射強度はその要素内では一様である。
【００９５】
非等方性散乱媒体に対しては、上記数式（１４）の右辺第３項の位相関数は複雑となり、この式を直接解くことは困難であるが、今回煤などの分散媒体は考慮しないため、右辺第３項は省略した。
【００９６】
数式（１４）において、図９のような系で外部からの入射ふく射がない場合、光路長Ｓに沿って積分すると、次式（１５）を得る。
【００９７】
【数１５】
【００９８】
ふく射性媒体における散乱成分と透過成分に対して、固体面における拡散反射成分と鏡面反射成分を対応させて考えると、ふく射性媒体と固体面を統一的に一つの式で扱うことができる。そこで、上記数式（１５）の散乱アルベドを拡散反射率も含む量ΩＤとして再定義し、鏡面反射率ΩＳを導入する。さらに計算を簡略化するために平均厚さＳ＜−＞＝Ｖ／Ａ（ｓ＜＾＞）を導入すると、要素ｉからｓ＜＾＞方向に放射・散乱されるふく射エネルギーｄＱｊ，ｉ，λが、次式（１６）で近似される。
【００９９】
【数１６】
【０１００】
ここで、Ａｉ（ｓ＜＾＞）はｓ＜＾＞方向から見た要素の投影面積である。上記数式（１６）を全立体角方向に積分することで、要素ｉから放射され要素ｉの外部へ出て行くふく射エネルギーは次式（１７）で表される。
【０１０１】
【数１７】
【０１０２】
さらに、次式（１８）のふく射有効面積ＡｉＲを導入する。ふく射有効面積は、固体平面ふく射要素の場合その表面積と一致する。ＡｉＲは、次式（１８）で表される。
【０１０３】
【数１８】
【０１０４】
ふく射有効面積ＡｉＲを用いると、上記数式（１７）は、次式（１９）と表される。
【０１０５】
【数１９】
【０１０６】
ただし、上記数式（１９）において、εｉ，λ＝１−ΩＤｉ，λ−ΩＳｉ，λ、単色黒体放射能Ｅｂ，ｉ，λ＝πＩｂ，ｉ，λ、外来照射量ＧＩ，λ＝πＩＤｉ，λである。また、Ｑｊ，ｉ，λは拡散面および鏡面に対して定義された拡散ふく射伝熱量である。
【０１０７】
要素ｉにおける福射バランスから、正味のふく射伝熱量ＱＸ，ｉ，λは、次式（２０）で表わされる。
【０１０８】
【数２０】
【０１０９】
外来照射伝熱量ＱＧ，ｉ，λおよび放射ふく射伝熱量ＱＴ，ｉ，λは、次式（２１），（２２）のように定義する。
【０１１０】
【数２１】
【０１１１】
【数２２】
【０１１２】
Ｎ個からなる体積要素または面要素の解析系を考えたとき、上記数式（２１）、（２２）はそれぞれ次式（２３）、（２４）のように表わされる。
【０１１３】
【数２３】
【０１１４】
【数２４】
【０１１５】
ここで、ＦＤｊ，ｉとＦＡｊ，ｔはそれぞれ、要素ｊからｉへの散乱形態係数および吸収形態係数であり、減衰形態係数ＦＥｊ，ｉと次式（２５）、（２６）の関係がある。
【０１１６】
【数２５】
【０１１７】
【数２６】
【０１１８】
また、減衰形態係数ＦＥｊ，ｉは、ある要素ｉから出たふく射が要素ｊにおいて減衰される割合として定義され、上記数式（１６），（１７）より、次式（２７）で表される。
【０１１９】
【数２７】
【０１２０】
ここで、ｆｉ，ｊは、要素ｉから放射されたふく射が要素ｊに到達する割合、すなわち幾何学的な形態係数を表わす。したがって、外来照射伝熱量ＱＧ，ｉ，λと減衰形態係数ＦＥｊ，ｉは、次式（２８）のような関係がある。
【０１２１】
【数２８】
【０１２２】
Ｆｊ，ｉおよびＱｉをそれぞれＮ元の行列Ｆと列ベクトルＱとすると、上記数式（２５）、（２６）からＱＪを消去することによって、ＱＸ＝ＦＸＱＴとなる。ただし、ＦＸ＝Ｉ−ＦＡ（Ｉ−ＦＤ）−１である。
【０１２３】
したがって、各要素の温度が与えられると、各要素の単色放射ふく射伝熱量ＱＴ，ｉ，λが求められ、上記各行列式より、各要素の正味の単色ふく射伝熱量ＱＸ，ｉ，λを求めることができる。これを波長に対して積分すると、各要素の単位体積当たりの発熱量が次式（２９）、（３０）で計算される。
【０１２４】
【数２９】
【０１２５】
【数３０】
【０１２６】
（一次元非定常熱伝導）
次に、解析モデルに成立する、１次元非定常熱伝導方程式は次式（３１）で表される。
【０１２７】
【数３１】
【０１２８】
上記数式（３１）において、左辺は温度の時間変化による非定常項，右辺第１項は熱伝導による発熱項、および右辺第２項はその他の熱源による内部発熱項である。数式（３１）はモデル内における単位体積、単位時間当たりのエネルギーバランスを示している。ここでは数式（３１）の内部発熱項にふく射による発熱量を代入することで、ふく射と熱伝導の複合伝熱解析を行う。ふく射熱流束の発散ｑＸは正の値をもつときは放熱を、負の値をもつときは吸熱を意味する。よって、上記数式（３０）より、次式（３２）となる。
【０１２９】
【数３２】
【０１３０】
ここで、ｑＸ，ｉは、数式（３０）より与えられる単位体積当たりの発熱量である。Ｔｉは、時間ｔにおける位置ｘｉでの要素ｉにおける温度を表す。
ふく射・伝導複合伝熱解析においては、有限体積法により上記数式（３２）を離散化し、各時間における温度分布を完全陰解法により解くものとした。
【０１３１】
２．解析モデル・解析条件
解析モデルには、図１０に示す一次元解析モデルを用いた。ガスコンロにおける水の入った鍋の加熱を考え、空気層を４ｃｍ、鍋底としてアルミニウム層を０．３ｃｍ、鍋の中の水として水層を５ｃｍとした。鍋底上面、水面においては自然対流が起こるものとした。初期温度は全要素３００Ｋとし、水の上の空気は初期温度のまま一定とした。また、アルミニウムの放射率は、金属の一般的な値である０．１とした。
【０１３２】
３．熱流速
ガスコンロの燃料には都市ガス（プロパン）を用いた。都市ガスのふく射強度は、波長２．０２μｍにおいて相対強度０．０２、波長３．０７μｍにおいて相対強度０．１３、波長４．４μｍにおいて相対強度１．０である。波長λにおいて単色放射能が最大値を示す黒体放射温度は、次式（３３）で表される。
【０１３３】
【数３３】
【０１３４】
これより、各波長において単色放射能が最大値を示す黒体放射温度を求めた。また、黒体の単色放射能Ｅｂ，λ［Ｗ／（ｍ２・μｍ）］は、次式（３４）で表される。
【０１３５】
【数３４】
【０１３６】
そして、各波長、温度における黒体単色放射能を求めた。そして、それぞれに相対強度を乗じ、それらを足し合わせたものを、都市ガスの単色放射能とした。この単色放射能の波長分布を図１１に示す。なお、全波長域で積分した熱流束は３７３９４．５５１Ｗ／ｍ２となる。
【０１３７】
ここで、水の噴射量をｘ［ｃｃ／ｍｉｎ］とすると、ｍ［ｇ／ｓ］=ｘ／６０となる。噴射する水の温度を２０℃とすると、その水が水蒸気となる過程で消費する熱量は以下のようにした。
【０１３８】
Ｈ２０（飽和水）２０℃→Ｈ２０（飽和水）１００℃の過程で消費する熱量は、
Ｑ１［Ｊ／ｓ］＝ｍｃｔ＝ｍ［ｇ／ｓ］×４．１８６８［Ｊ／ｇ・Ｋ］×８０［Ｋ］、
Ｈ２０（飽和水）１００℃→Ｈ２０（水蒸気）の過程で消費する熱量は、
Ｑ２［ＭＪ／ｓ］＝２．２６［ＭＪ／ｋｇ］×ｍ／１０００［ｋｇ／ｓ］。
【０１３９】
よって、水の噴射量に合わせてこれらの熱量を先ほどの都市ガスの熱流束から差し引いた値を計算に用いた。
【０１４０】
４．解析結果
水の噴射無しの場合と、噴射量１ｃｃ／ｍｉｎ、２ｃｃ／ｍｉｎ、３ｃｃ／ｍｉｎ、４ｃｃ／ｍｉｎ、５ｃｃ／ｍｉｎの場合とで解析を行った。ふく射伝熱と非定常熱伝導との複合伝熱解析を行い、１秒ごとにふく射の計算を更新しながら６００秒（１０分）間計算を行った。
【０１４１】
空気に関しては、水の噴射量を増やしていくと、ある程度の量までは、空気中の水蒸気量が増えることで、その水蒸気のふく射性ガスとしての働きにより空気の吸収熱流束は増えることが確認できた。そして空気の温度は高くなった。しかし、ある量を超えて噴射量を増やすと、水蒸気生成過程の潜熱等による熱消費の影響の方が強くなり、空気の吸収熱流束、温度共に低下した。
【０１４２】
そして、図１２に鍋底の温度の時間推移結果が示され、図１３には鍋底の吸収熱流束の時間推移結果が示されている。図１２において横軸は時間、縦軸は温度（Ｋ）を示している。図１３において横軸は時間、縦軸は吸収熱流束（Ｗ／ｍ２）を示している。また、図１２においてＳ１は水噴射なしの結果、Ｓ２は噴射量１ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ３は噴射量２ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ４は噴射量３ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ５は噴射量４ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ６は噴射量５ｃｃ／ｍｉｎの結果を示している（Ｓ３とＳ４は略同一結果であり、重なって示されている）。図１３において、Ｓ７は水噴射なしの結果、Ｓ８は噴射量１ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ９は噴射量２ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１０は噴射量３ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１１は噴射量４ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１２は噴射量５ｃｃ／ｍｉｎの結果を示している。
【０１４３】
鍋底に関しては、水の噴射量を増やしていくと、熱源との間の水蒸気が熱を吸収してしまうことと、水蒸気生成過程の潜熱等による熱消費とにより、図１３に示すように鍋底の吸収熱流束は低下した結果となった。しかしながら、上述と同様に、ある程度の量までの噴射であれば、空気の温度が上昇するため、図１２に示すように、高温となった空気の蓄熱・保温効果が働き鍋底の温度は結果として高くなる結果となった。そして当然、そのある量を超えて噴射量を増やすと、水蒸気の吸収や潜熱等の熱消費といったマイナスの効果が支配的となり、鍋底の温度も低下した。
【０１４４】
上述の結果より、水を噴射することで潜熱等のマイナスの要因は働くが、ある程度の量までであれば、ふく射性ガスとしての蓄熱・保温効果の方がそれらよりも支配的であり、加熱の効率化に寄与し得ることが確認できた。
【０１４５】
また、以上で説明した対流及びふく射による熱効率の向上効果の解析結果から、水蒸気発生により熱効率向上することが確認できるが、供給する水の量によっては所望の結果が得られない場合もあることも確認され、このため水の供給量には好適な範囲があると考えられた。ここで、対流の解析上で用いた、プロパンガスの単位体積あたりの発熱量：４．５×１０７（Ｊ／ｍ２）、１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気にするための熱量：２．２６×１０６（Ｊ／ｍ３）を用いて考察する。
【０１４６】
上述したこの条件での解析では、プロパンガスの投入量０．３３６ｍ３／Ｈｒ、水の投入量０．５ｇ／ｓｅｃ＝１．８ｋｇ／Ｈｒで熱効率向上の効果が認められている。ここで、プロパンガスの単位時間当たりの発熱量Ｗｐは、Ｗｐ＝４．５×１０７×０．３３６＝１．５２×１０７（Ｊ／Ｈｒ）となる。水の単位時間当たりの潜熱量Ｗｗは、Ｗｗ＝２．２６×１０６×１．８＝４．１０×１０６（Ｊ／Ｈｒ）となる。そして、これらの比率Ｗｗ／Ｗｐ＝０．２７である。この数値と合わせて、加熱装置の側壁部分の断熱構造や伝熱特性（上記対流とふく射の解析での条件の違い等）を考慮すると、好適な範囲にはある程度の幅があることが推測される。水の供給量としては、熱源の発熱量に対して、水の蒸発潜熱に消費される熱量が５％〜５０％程度とすることが好ましいと考えられる。
【符号の説明】
【０１４７】
１，２０ 加熱装置
２ 釜体
３ 筐体
４ バーナー（加熱手段）
９ 排気口
１０ 多孔質体（吸水体、水供給手段）
１１ 水供給管（水供給部、水供給手段）
【技術分野】
【０００１】
本発明は、加熱対象を釜体に投入して加熱を行う加熱装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
この種の装置として比較的大型なものに、金属溶融炉、ボイラー等の工業炉がある。
このような工業炉では、バーナー等により直接釜を加熱し固体の熱伝導により釜全体を加熱することが一般的である。しかし、このような加熱方式では熱効率が３５％程度であるため、従来から熱効率の向上が望まれていた。
【０００３】
直接釜を加熱する方式において熱効率が３５％程度と低く留まる理由としては、バーナー等の加熱時に生じる排気ガスが熱を持ち去ることが挙げられる。そこで、この点に着目し、排熱を回収することで熱効率の向上を図る技術が従来から種々提案されている。
【０００４】
例えば特許文献１には、排熱回収型バーナーを備えた溶融炉が開示されており、この溶融炉では、回収した排熱による熱をバーナーの燃焼空気の予熱に利用し、熱効率の向上を図っている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２０００−１８８２８号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記特許文献１に開示されるような排熱を回収して熱効率の向上を図る装置は、間接的に熱効率を向上させるものが多く、直接的に釜に対する熱効率を向上させるものではないため、熱効率の向上効果として十分なものとは言い難く、また、装置が複雑化及び大型化してしまうという問題もある。
【０００７】
本発明は係る実情に鑑みて、簡易な構造で、熱効率を飛躍的に向上させることが可能な加熱装置の提供を目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題の解決手段として、請求項１に記載の発明は、加熱対象が投入される釜体と、前記釜体の側面及び底面を囲うとともに前記釜体を支持する筐体と、前記釜体と前記筐体との間に設けられ前記釜体を加熱する加熱手段とを備えた加熱装置であって、前記筐体内に水を供給する水供給手段を備え、前記加熱手段の発熱の一部を利用して前記水供給手段によって供給された水を水蒸気に気化させ、前記加熱手段による加熱とともに水蒸気によって前記釜体を加熱することを特徴とする。
【０００９】
請求項２に記載の発明は、前記加熱手段の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口を備えたことを特徴とする。
【００１０】
請求項３に記載の発明は、前記加熱手段が前記釜体の底部に近接又は当接して配置され、前記排気口が前記筐体の前記釜体の底部よりも上方に位置する部位に設けられ、前記釜体の側面と前記筐体との間に螺旋状の流路が設けられており、前記加熱手段の加熱によって気化させた水蒸気を、前記螺旋状の流路によって前記釜体の側面を回流させ、前記ガス廃棄物とともに前記排気口から排出することを特徴とする。
【００１１】
請求項４に記載の発明は、前記水供給手段が、前記筐体内に設けられ水を吸水する吸水性を有する吸水体と、前記吸水体に水を供給する水供給部とで構成され、前記吸水体を前記加熱手段によって加熱することで、水蒸気を発生させることを特徴とする。
【００１２】
請求項５に記載の発明は、前記吸水体が多孔質体であることを特徴とする。
【００１３】
請求項６に記載の発明は、前記加熱手段の加熱によって気化させる水蒸気には、１００度以上の高温水蒸気が含まれることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１４】
請求項１，６に記載の発明によれば、加熱手段による固体伝熱に加え、水蒸気による対流及びふく射による釜体への伝熱により、熱効率を飛躍的に向上させることができる。また、熱効率の向上によるエネルギー消費量の削減により、二酸化炭素等の排出量を低減することができ、環境にやさしい加熱装置を実現できる。
また、水蒸気により釜体全体に渡って加熱が行われるため、釜体内部の温度分布を均一化でき、加熱対象を均一に加熱でき、特に材料製造等の際に材料密度の均一化を図れる。
また、加熱手段が設けられた筐体内に水を供給する簡易な構成であるため、装置を大型化及び複雑化することがない。さらには、既存設備に容易に構築できる構造であるため、製造コストを抑えて熱効率の向上を図ることができる。
【００１５】
請求項２に記載の発明によれば、排気口による排気作用によって対流を促進することができる。
請求項３に記載の発明によれば、水蒸気による熱伝熱を釜体側面に対して十分に行うことができる。
請求項４、５に記載の発明によれば、筐体内に供給する水の量を好適に制御できる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明の第１の実施形態に係る加熱装置の構成を示した縦断面図である。
【図２】本発明の第２の実施形態に係る加熱装置の構成を示した縦断面図である。
【図３】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（対流解析）における解析モデルを示した図である。
【図４】対流解析に用いた計算メッシュを示した図である。
【図５】対流解析における計算メッシュの詳細仕様を説明する表を示した図である。
【図６】対流解析におけるコンロ入口の流速の時間変化を示した図である。
【図７】対流解析における所定時間の鍋底温度の解析結果を示した図である。
【図８】対流解析における時間推移と鍋底温度との関係の解析結果を示した図である。
【図９】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（ふく射解析）における解析モデルを示した図である。
【図１０】本発明の熱効率向上効果を検証するための解析（ふく射解析）における解析モデルをより具体的に示した図である。
【図１１】ふく射解析において用いる都市ガスの単色放射能の波長分布を示した図である。
【図１２】ふく射解析における時間推移と鍋底温度との関係の解析結果を示した図である。
【図１３】ふく射解析における時間推移と鍋底の吸収熱流束との関係の解析結果を示した図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【００１８】
＜第１の実施形態＞
図１は、本発明の第１の実施形態に係る加熱装置１の概略構成を示した縦断面図である。加熱装置１は、水、金属等の加熱対象が投入される釜体２と、釜体２の側面及び底面を囲うとともに釜体２を支持する筐体３と、釜体２と筐体３との間に設けられ釜体２を加熱するバーナー４とを備えている。
【００１９】
釜体２は有底円筒状の金属製容器であり、上部開口周囲に形成されたフランジ５を筐体３の上部に形成された支持孔６の周縁に当接させ、その側面及び底面を筐体３内に収容させた状態で筐体３に支持されている。釜体２と筐体３の間には一定空間が形成されている。バーナー４は釜体２の底部７の下方に設けられている。
【００２０】
バーナー４は筐体２の側壁部に支持され、釜体２の底部７に近接して配置されている。バーナー４は筐体３外部に引き出された燃料供給管８から燃料を供給され、釜体２の底部７を主に加熱する。燃料供給管８から供給される燃料は本実施形態ではガスが用いられる。
【００２１】
筐体３の側壁部の上側部分には、バーナー４の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口９が形成され、排気口９は釜体２の底部７よりも上方において一端を開口し、一端側の開口から水平に延出した後、上方に折曲して他端を外部に臨ませる。排気口９は煙突形状を呈している。
【００２２】
筐体２内には、水を吸水する吸水性を有した多孔質体１０が設けられ、多孔質体１０は具体的には軽石である。多孔質体１０は、筐体２の底部上面に設けられ、上方で燃焼するバーナー４の燃焼炎Ｆによって加熱される。多孔質体１０は、筐体３の底部から外部に引き出された水供給管１１から水を供給される。
【００２３】
バーナー４は多孔質体１０に吸水された水を蒸発させ、水蒸気、好ましくは１００度以上の高温水蒸気に気化させる。水供給管１１から多孔質体１０に対して供給される水の供給量は、バーナー４の燃焼炎Ｆの発熱量に応じて制御可能とされている。
【００２４】
上記構成を備えた加熱装置１では、バーナー４の燃焼炎の発熱の一部を利用して多孔質体１０に吸水させた水を水蒸気に気化させ、バーナー４による加熱とともに気化させた水蒸気によって釜体２を加熱する。
【００２５】
この加熱装置１では、バーナー４による固体伝熱に、水蒸気による対流及びふく射による伝熱を加えることにより、熱効率を飛躍的に向上させることができる。また、熱効率の向上によるエネルギー消費量の削減により、二酸化炭素等の排出量を低減することができ、環境にやさしい加熱装置を実現できる。
【００２６】
また、水蒸気により釜体２全体に渡って加熱が行われるため、釜体２内部の温度分布を均一化でき、加熱対象を均一に加熱でき、特に材料製造等の際に材料密度の均一化を図れる。また、バーナー４が設けられた筐体３内に水を供給する簡易な構成であるため、装置を大型化及び複雑化することがない。さらには、既存設備に容易に構築できる構造であるため、製造コストを抑えて熱効率の向上を図ることができる。
【００２７】
また、加熱装置１では筐体３に排気口９を設けているが、この場合、排気口９による排気作用によって対流を促進することができる。また、加熱装置１では、軽石である多孔質体１０に水を吸水させ、これを加熱することで水蒸気を発生させるが、この場合には、所望の水蒸気量を発生させる際に供給する水の量を好適に制御できる。また、軽石のような鉱物である場合、熱の吸収性が高いため水蒸気を効率的に発生させることができる。
【００２８】
＜第２の実施形態＞
次に本発明の第２の実施形態について説明する。図２には、本実施形態に係る加熱装置２０の概略構成が示されている。なお、本実施形態において第１の実施形態と同様の構成要素については同一符号で示し、説明は省略する。
【００２９】
本実施形態に係る加熱装置２０では、釜体２の側面と筐体３との間に螺旋状の流路２１が設けられている。流路２１は、釜体２の側面に一体的に設けられる態様でも、筐体３側壁内周面に一体的に設けられる態様でも構わない。
【００３０】
この加熱装置２０では、バーナー４の加熱によって蒸発された水蒸気が、螺旋状の流路２１によって釜体２の側面を回流し、バーナー４の発熱によって生じるガス廃棄物とともに排気口９から排出される。このような構成によれば、水蒸気による熱伝熱を釜体２側面に対して十分に行うことができるため、熱効率をより向上させることができる。
【００３１】
以上で本発明の第１、第２の実施形態について説明したが、本発明は上記実施形態に限定されるものはない。例えば、上記第１、第２の実施形態に係る加熱装置では、加熱手段として気体燃料（ガス）を用いるバーナーを用いたが、ガソリンのような液体燃料を用いるバーナーを用いてもよい。
【００３２】
また、バーナーに代えて、電気ヒータ、電磁誘導ヒータ（所謂ＩＨ）を加熱手段としてもよい。なお、加熱手段を電気ヒータ、電磁誘導ヒータ（所謂ＩＨ）とした場合は、多孔質体１０を加熱手段に当接させて加熱する態様とする。
【００３３】
また、上記実施形態では、多孔質体１０を筐体３内に配置して、バーナー４による加熱する態様を説明したが、例えば単に水を貯留する容器を筐体３内に設ける態様としてもよい。また、渦巻状の管（所謂スパイラル管）に水を充填しておき、管を加熱することで蒸発した水蒸気を放出するような態様であっても構わない。さらには、筐体３内にインジェクターのような水噴射装置を備える構成としても構わない。
【００３４】
また、ふく射伝熱による効果を向上させようとする場合には、釜体に対して赤外線吸収構造を設けてもよい。このような構造としては、幾何学構造等が考えられる。
【００３５】
なお、上記実施形態は、本発明の加熱装置を比較的小規模な炉に適用した場合を説明したものであるが、本発明は種々の産業分野で適用可能なものである。比較的大規模なものであれば、管式加熱炉、金属加熱炉、窯業焼成炉、ガス溶融炉、ガス化溶融炉、ボイラー等の工業炉において適用できる。また、家庭用や業務用の調理用品分野等でも適用可能であり、具体的には、鍋、ポット、ホットプレート等においても好適に用いることができる。
【００３６】
＜本発明の効果の検証＞
以下では、本発明の上記実施形態に構成の近い家庭用コンロをモデル化し、具体的な条件を付与して本発明の効果を検証した解析結果を説明するものとする。
【００３７】
（対流による熱効率向上効果について）
高温水蒸気発生により流体の体積が膨張すると、流速が増加することが考えられる。流速が大きくなれば、（強制）対流熱伝達率は大きくなる。これが、本発明における対流による熱効率向上の効果である。以下で説明する解析結果は、流速の増加が対流熱伝達促進にどれほど寄与するのか検証したものである。
【００３８】
１．解析モデル
解析モデルとしては、図３に示すような２次元軸対称系を採用した。上記実施形態の構成を想定し、釜体２（鍋）に相当するアルミニウム金属に燃焼ガスを想定した高温空気を真下から流入させ、温めるものとした。
【００３９】
図４に解析に用いた計算メッシュを示し、図５に計算メッシュの詳細な仕様について示す。計算格子は３角形要素とした。
【００４０】
２．解析条件
図３の解析モデル上において、解析領域上部Ａ、および側部Ｂは解放境界とした。解析領域底部のコンロに相当する部分を除いた領域Ｃは断熱境界条件とした。空間を満たす空気の初期温度は３００Ｋとし、鍋を想定したアルミニウムの初期温度も３００Ｋに設定した。バーナー（以下、コンロ）に相当する部分（Ｄ）での熱源においては熱流束境界条件を設定し、ガスの流入速度は圧力境界条件として与え、鍋を加熱するものとした。なお、鍋の底の半径Ｒは７ｃｍ、鍋の深さｈは１２ｃｍ、鍋の開口の半径ｒは１０ｃｍである。鍋底とコンロとの距離ｄは４ｃｍ、コンロの半径ｂは５ｃｍ、領域Ｃの幅Ｗは２５ｃｍ、側部Ｂの高さは４０ｃｍとした。
【００４１】
３．熱源となる熱流速
使用する燃焼ガスは、都市ガスとして一般的に用いられているプロパンを仮定した。プロパンの標準熱量は４５（ＭＪ／ｍ３）＝１２．５（ｋＷ／ｍ３）＝４．１７（ｋＷ）であり、ここで、ガスの消費量を４．２（ｋＷ／ｈ）とし、この場合、１時間当たりのガスの消費量は４．２（ｋＷ／ｈ）÷１２．５（ｋＷ／ｍ３）＝０．３３６（ｍ３／ｈ）である。プロパンの密度は、０．１ＭＰａ、２１℃において１．８７（ｋｇ／ｍ３）であるから、０．３３６（ｍ３／ｈ）×１．８７（ｋｇ／ｍ３）＝０．６３（ｋｇ／ｈ）の質量流量を燃焼させる。このとき、コンロ部の面積を実際のガスコンロから概算すると、０．７８５×１０−２（ｍ２）であることから、水を付与せず、燃焼ガスのみを流入する場合の熱流束は、ｑ＝４．１７（ｋＷ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝５３１２１０（Ｗ／ｍ２）となる。
【００４２】
一方、上記燃焼ガスに水蒸気を付与する場合、３０（ｃｃ／ｍｉｎ）＝０．５（ｇ／ｓ）の水分を与えて過熱度２００℃の過熱水蒸気を生成したと仮定すると、過熱水蒸気生成までに熱量を必要とする。
【００４３】
飽和水を想定し、２０℃の飽和水を１００℃の飽和水とするための熱量は、
Ｑ１＝ｍｃｔ＝０．５（ｇ／ｓ）×４．２（Ｊ／ｇ・Ｋ）×８０（Ｋ）＝１６８（Ｊ／ｓ）＝０．１６８（ｋＷ）、
１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気にするための熱量は、
Ｑ２＝２．２６（ＭＪ／ｋｇ）×０．５／１０００（ｋｇ／ｓ）＝１．１３（ｋＷ）、
１００℃の飽和水蒸気を２００℃の過熱水蒸気（高温水蒸気）にするための熱量は、
Ｑ３＝ｍｃ’ｔ＝０．５（ｇ／ｓ)×２．１（Ｊ／ｇ・Ｋ）×２００（Ｋ）＝２１０（Ｊ／ｓ）＝０．２１０（ｋＷ）である。
【００４４】
したがって、水を付与したことによって失う熱量（ロス）は、Ｑ１＋Ｑ２＋Ｑ３＝１．５１（ｋＷ）となる。水を付与した際に燃焼ガスが持つ熱量は、４．１７（ｋＷ）−１．５１（ｋＷ）＝２．６６（ｋＷ）となるため、水分を付与した燃焼ガスを流入させる場合の熱流束は、ｑ’＝２．６６（ｋＷ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝３３８８５３（Ｗ／ｍ２）となる。
【００４５】
４．流速
家庭用コンロの燃焼ガスの流速を実測すると、およそｕ＝０．３３（ｍ／ｓ）である。
一方、水を付与した場合、飽和水蒸気から過熱水蒸気を生成する過程で体積膨張する。水の付与量は３０（ｃｃ／ｍｉｎ）＝０．５（ｇ／ｓ）＝０．５×１０−６（ｍ３）／Ｓ）であり、液体での体積変化は小さいと仮定する。
１秒間を考えると、１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気に変化させた場合、体積は１６７３倍になり、（０．５×１０−６（ｍ３）×１６７３＝０．８３６５×１０−３（ｍ３））、１００℃の飽和水蒸気を、２００℃の過熱水蒸気に変化させた場合、表１より１．５６倍となる（０．８３６５×１０−３（ｍ３）×１．５６＝１．３０×１０−３（ｍ３））。なお、表１は、日本機械学会蒸気表（１９９９）を抜粋した。
【００４６】
【表１】
【００４７】
したがって、コンロの火口部分で過熱水蒸気（高温水蒸気）が生成されたと仮定すると、水を付与した際の燃焼ガスの流速は、ｕ’＝ｕ＋Ｖ／Ｓ＝０．３３＋１．３０×１０−３（ｍ３／ｓ）÷０．７８５×１０−２（ｍ２）＝０．５０（ｍ／ｓ）となる。
【００４８】
図６は、圧力境界条件を設定し計算したコンロ入口の流速の時間変化を示したものである。図６において、実線Ｌ１が水を付与した場合を示し、破線Ｌ２が水を付与しない場合を示している。上述の計算結果とほぼ等しい流速設定となっていることがわかる。
【００４９】
５．支配方程式
数値解析に用いた支配方程式を以下に示す。
【００５０】
６．連続方程式
質量保存方程式（連続方程式）は、次式（１）のように表すことができる。
【００５１】
【数１】
【００５２】
上記数式（１）は、質量保存方程式の一般形を示し、非圧縮性及び圧縮性流れに対して有効である。ソースＳｍは、分散した（即ち、液滴の蒸発による）第２相と他のユーザ定義によるソースから、連続相に加えられた質量である。ここでは、Ｓｍ＝０である。
【００５３】
７．運動量保存式
慣性（非加速）基準座標における運動量保存式は、次式（２）のように表すことができる。
【００５４】
【数２】
【００５５】
ここで、上記数式（２）において、ｐは静圧、τ＜＝＞は応力テンソル、ρｇ＜→＞とＦ＜→＞は夫々引力体積および外的体積力である。Ｆ＜→＞は多孔質媒体など、他のモデル依存のソース項を含む。なお、ここで、明細書文中内においては、数式（２）で係数（例えばτ）の上部に標記された記号を形式的に＜＞内に示すものとした（以下でも同様とする）。そして、τ＜＝＞は、次式（３）で表される。
【００５６】
【数３】
【００５７】
ここで、上記数式（３）において、μは分子粘度、Ｉは単位テンソルで、右辺の第２項は体積膨張の効果を表す。
【００５８】
８．エネルギー方程式
エネルギー方程式を次式（４）で計算するものとした。
【００５９】
【数４】
【００６０】
ここで、数式（４）において、ｋは有効熱伝導率（＝ｋ＋ｋｔ，ｋｔは乱流熱伝導率）で、Ｊ＜→＞ｊは、は化学種「ｊ」の拡散流束である。数式（４）の右辺の第３項までは、それぞれ伝導と化学種の拡散、粘性散逸によるエネルギー輸送を表している。また、Ｓｈは、化学反応による生成熱や体積熱源を含む熱源が含まれる。
【００６１】
また、数式（４）において、Ｅは次式（５）で表される。
【００６２】
【数５】
【００６３】
ここで、上記数式（５）において、ｈは顕熱エンタルピーであり、理想気体に対しては、次式（６）で定義される。
【００６４】
【数６】
【００６５】
上記数式（６）において、Ｙｊは化学種「ｊ」の質量分率、ｈｊは次式（７）で表される。
【００６６】
【数７】
【００６７】
上記数式（７）において、Ｔは３００Ｋである。
【００６８】
９．乱流モデル
（標準ｋ−εモデル）
標準ｋ−εモデルは、乱流運動エネルギー（ｋ）とその散逸率（ε）の輸送方程式に対する半経験的モデルである。ｋのモデル輸送方程式は厳密な方程式から導かれるのに対し、εのモデル輸送方程式は、物理的な推理によって得られたものであり、数学的に厳密な輸送方程式とはほとんど似たところがない。
【００６９】
標準ｋ−εモデルの導出に当たっては、流れは完全に乱流であり、分子粘性の影響は無視できるものと仮定されている。したがって、標準ｋ−εモデルが使用できるのは、完全な乱流の場合である。
【００７０】
（標準ｋ−εモデルの輸送方程式）
乱流運動エネルギーｋ、その散逸率εは次式（８）の輸送方程式から得られる。
【００７１】
【数８】
【００７２】
【数９】
【００７３】
上記数式（８），（９）において、Ｇｋは平均速度勾配による乱流運動エネルギーの生成を表す。Ｇｂは浮力による乱流エネルギーの生成である。ＹＭは、圧縮性乱流における膨張変動の散逸率への寄与を表す。Ｃ１ε、Ｃ２ε、Ｃ３εはモデル定数、σｋ、σεは、それぞれｋとεに対する乱流プラントル数である。Ｓｋ、Ｓεは、ユーザ定義ソース項である。
【００７４】
（乱流粘性係数のモデル化）
渦粘性係数または乱流粘性係数μtは、ｋとεから次式（１０）のように計算される。
【００７５】
【数１０】
【００７６】
（モデル定数）
モデル定数Ｃ１ε、Ｃ２ε、Ｃ３ε、σｋ、σεは、次のデフォルト値を設定した。
【００７７】
Ｃ１ε＝１．４４、Ｃ２ε＝１．９２、Ｃ３ε＝０．０９、σｋ＝１．０、σε＝１．３
【００７８】
これらのデフォルト値は、基本的せん断乱流に対して、空気または水を用いた実験から求めたものである。実験対象は、一様せん断流、等方性格子乱流の減衰などである。これらのモデル定数値は、壁に囲まれた流れや、自由せん断流など、広い範囲の流れに対して、かなり良い結果を出すことが知られている。
【００７９】
（ｋとεの決定）
ｋとεを明示的に指定する代わりに、乱流強度Ｉ、代表長さＬを用いて、ｋとεを次式（１１），（１２）より導いた。
【００８０】
【数１１】
【００８１】
【数１２】
【００８２】
なお、数式（１１）において、ｕａｖｇは平均流速である。また、数式（１２）において、Ｃμは、乱流モデルで使用される経験値（約０．０９）である。
【００８３】
１０．解析結果
上述の条件である場合、付与した水を高温水蒸気にするためには、上述のように熱源のエネルギーの３６％をロスし、この影響で、コンロ入口の温度は１３６２Ｋから１０４３Ｋへと減少する結果となる。しかしながら、高温水蒸気の発生に伴い体積が膨張し流速が増すことで、効率的な燃焼が行われることがわかる。
【００８４】
すなわち、図７には、上述の条件で解析による鍋底温度比較の結果を示しており、図７において実線Ｌ３が水を付与した場合を示しており、破線Ｌ４が水なしの場合を示している。同図を参照すると、通常の燃焼に比べ、水を付与することで鍋底の温度は全体的に１４℃程度高くなっていることが分かる。また、図７は加熱開始から１８００秒後の鍋底の温度解析結果であり、横軸は鍋底の半径方向における鍋底中心からの距離を示している。
【００８５】
上記水付与の場合と水なしの場合との差は、解析上、加熱を開始してすぐに顕著に現われ、次第に開きは一定値となる結果であった。この結果が図８に示されている。図８において、実線Ｌ５が水付与の場合を示し、破線Ｌ６が水なしの場合を示している。
【００８６】
また、図８には、直接比較するには体系が異なるが、検証実験における燃焼ガス量および付与する水分量を合わせて示している（実線Ｌ７：水あり、破線Ｌ８：水なし、本解析とは条件は異なる）。この実験結果でも、水付与の効果が見られた。
実験値と今回の解析結果は開きがあるが、これは実験では炉が断熱材に囲まれていたために、外に逃げる熱がなかった事が影響していると考えられる。
このように水蒸気生成により熱量を消費するものの、流速の増加が対流熱伝達促進に寄与することが解析によっても確認でき、本発明における対流による熱効率向上の効果が確認された。
【００８７】
（ふく射による熱効率向上効果について）
次に、ふく射による熱効率向上効果の検証をした解析結果を説明する。
水蒸気は温暖化ガスとして知られ、温度が高いほど、ふく射の吸収・再放射が大きくなる。したがって、燃焼場のような高温下で水蒸気量が変化した場合、熱移動に変化が予想される。高温場での水蒸気のふく射物性を波長ごとに導入し、水蒸気量変化に対するふく射伝熱の変化を、実験場を模擬して評価したものが本解析である。
【００８８】
１．解析手法
（光線追跡法によるふく射要素法）
本解析では、図９に示すような多面体で構成される任意形状のふく射要素を考える。位置ベクトルｒ＜→＞における方向ベクトルｓ＜＾＞の単色ふく射強度をＩλとすると、微小距離Ｓを通過する際のふく射エネルギーバランスは、次式（１３）のように表される。なお、＜＞内の記号は、係数の上部に表記されるものであるが、ここでは上述と同様に形式的＜＞内に示すものとした。
【００８９】
【数１３】
【００９０】
ここで、ｋλとσｓ，λは、それぞれ単色吸収係数と単色散乱係数である。
Фλ（ｓ＜＾＞’→ｓ＜＾＞）は、方向ベクトルｓ＜＾＞’からｓ＜＾＞への位相関数、ωは立体角である。
【００９１】
単色減衰係数βλおよび散乱アルベドΩλをそれぞれ、βλ＝ｋλ＋σｓ，λ，、Ωλ＝σｓ，λ／βλとすると、次式（１４）が得られる。
【００９２】
【数１４】
【００９３】
ここで取り扱う燃焼場では、鉛直方向の厚さと比較して水平方向の広がりが十分大きな媒体を考え、状態量や物性値の鉛直軸方向以外の変化が鉛直軸方向の変化に比べて近似的に無視できる１次元平行平板系を考える。解析モデルも平行平板系のもとで構築するが、３次元ふく射伝熱解析と原理的には等しいので、ここでは３次元ふく射伝熱解析について述べる。
ふく射要素法では、媒体を有限の要素に分割し、それぞれの要素i内において以下の仮定を満たすものとする。
【００９４】
・各ふく射要素内では温度、屈折率、単位体積当たりの発熱量は一定である。
・ふく射性媒体中での散乱は等方性である。
・散乱されるふく射強度はその要素内では一様である。
【００９５】
非等方性散乱媒体に対しては、上記数式（１４）の右辺第３項の位相関数は複雑となり、この式を直接解くことは困難であるが、今回煤などの分散媒体は考慮しないため、右辺第３項は省略した。
【００９６】
数式（１４）において、図９のような系で外部からの入射ふく射がない場合、光路長Ｓに沿って積分すると、次式（１５）を得る。
【００９７】
【数１５】
【００９８】
ふく射性媒体における散乱成分と透過成分に対して、固体面における拡散反射成分と鏡面反射成分を対応させて考えると、ふく射性媒体と固体面を統一的に一つの式で扱うことができる。そこで、上記数式（１５）の散乱アルベドを拡散反射率も含む量ΩＤとして再定義し、鏡面反射率ΩＳを導入する。さらに計算を簡略化するために平均厚さＳ＜−＞＝Ｖ／Ａ（ｓ＜＾＞）を導入すると、要素ｉからｓ＜＾＞方向に放射・散乱されるふく射エネルギーｄＱｊ，ｉ，λが、次式（１６）で近似される。
【００９９】
【数１６】
【０１００】
ここで、Ａｉ（ｓ＜＾＞）はｓ＜＾＞方向から見た要素の投影面積である。上記数式（１６）を全立体角方向に積分することで、要素ｉから放射され要素ｉの外部へ出て行くふく射エネルギーは次式（１７）で表される。
【０１０１】
【数１７】
【０１０２】
さらに、次式（１８）のふく射有効面積ＡｉＲを導入する。ふく射有効面積は、固体平面ふく射要素の場合その表面積と一致する。ＡｉＲは、次式（１８）で表される。
【０１０３】
【数１８】
【０１０４】
ふく射有効面積ＡｉＲを用いると、上記数式（１７）は、次式（１９）と表される。
【０１０５】
【数１９】
【０１０６】
ただし、上記数式（１９）において、εｉ，λ＝１−ΩＤｉ，λ−ΩＳｉ，λ、単色黒体放射能Ｅｂ，ｉ，λ＝πＩｂ，ｉ，λ、外来照射量ＧＩ，λ＝πＩＤｉ，λである。また、Ｑｊ，ｉ，λは拡散面および鏡面に対して定義された拡散ふく射伝熱量である。
【０１０７】
要素ｉにおける福射バランスから、正味のふく射伝熱量ＱＸ，ｉ，λは、次式（２０）で表わされる。
【０１０８】
【数２０】
【０１０９】
外来照射伝熱量ＱＧ，ｉ，λおよび放射ふく射伝熱量ＱＴ，ｉ，λは、次式（２１），（２２）のように定義する。
【０１１０】
【数２１】
【０１１１】
【数２２】
【０１１２】
Ｎ個からなる体積要素または面要素の解析系を考えたとき、上記数式（２１）、（２２）はそれぞれ次式（２３）、（２４）のように表わされる。
【０１１３】
【数２３】
【０１１４】
【数２４】
【０１１５】
ここで、ＦＤｊ，ｉとＦＡｊ，ｔはそれぞれ、要素ｊからｉへの散乱形態係数および吸収形態係数であり、減衰形態係数ＦＥｊ，ｉと次式（２５）、（２６）の関係がある。
【０１１６】
【数２５】
【０１１７】
【数２６】
【０１１８】
また、減衰形態係数ＦＥｊ，ｉは、ある要素ｉから出たふく射が要素ｊにおいて減衰される割合として定義され、上記数式（１６），（１７）より、次式（２７）で表される。
【０１１９】
【数２７】
【０１２０】
ここで、ｆｉ，ｊは、要素ｉから放射されたふく射が要素ｊに到達する割合、すなわち幾何学的な形態係数を表わす。したがって、外来照射伝熱量ＱＧ，ｉ，λと減衰形態係数ＦＥｊ，ｉは、次式（２８）のような関係がある。
【０１２１】
【数２８】
【０１２２】
Ｆｊ，ｉおよびＱｉをそれぞれＮ元の行列Ｆと列ベクトルＱとすると、上記数式（２５）、（２６）からＱＪを消去することによって、ＱＸ＝ＦＸＱＴとなる。ただし、ＦＸ＝Ｉ−ＦＡ（Ｉ−ＦＤ）−１である。
【０１２３】
したがって、各要素の温度が与えられると、各要素の単色放射ふく射伝熱量ＱＴ，ｉ，λが求められ、上記各行列式より、各要素の正味の単色ふく射伝熱量ＱＸ，ｉ，λを求めることができる。これを波長に対して積分すると、各要素の単位体積当たりの発熱量が次式（２９）、（３０）で計算される。
【０１２４】
【数２９】
【０１２５】
【数３０】
【０１２６】
（一次元非定常熱伝導）
次に、解析モデルに成立する、１次元非定常熱伝導方程式は次式（３１）で表される。
【０１２７】
【数３１】
【０１２８】
上記数式（３１）において、左辺は温度の時間変化による非定常項，右辺第１項は熱伝導による発熱項、および右辺第２項はその他の熱源による内部発熱項である。数式（３１）はモデル内における単位体積、単位時間当たりのエネルギーバランスを示している。ここでは数式（３１）の内部発熱項にふく射による発熱量を代入することで、ふく射と熱伝導の複合伝熱解析を行う。ふく射熱流束の発散ｑＸは正の値をもつときは放熱を、負の値をもつときは吸熱を意味する。よって、上記数式（３０）より、次式（３２）となる。
【０１２９】
【数３２】
【０１３０】
ここで、ｑＸ，ｉは、数式（３０）より与えられる単位体積当たりの発熱量である。Ｔｉは、時間ｔにおける位置ｘｉでの要素ｉにおける温度を表す。
ふく射・伝導複合伝熱解析においては、有限体積法により上記数式（３２）を離散化し、各時間における温度分布を完全陰解法により解くものとした。
【０１３１】
２．解析モデル・解析条件
解析モデルには、図１０に示す一次元解析モデルを用いた。ガスコンロにおける水の入った鍋の加熱を考え、空気層を４ｃｍ、鍋底としてアルミニウム層を０．３ｃｍ、鍋の中の水として水層を５ｃｍとした。鍋底上面、水面においては自然対流が起こるものとした。初期温度は全要素３００Ｋとし、水の上の空気は初期温度のまま一定とした。また、アルミニウムの放射率は、金属の一般的な値である０．１とした。
【０１３２】
３．熱流速
ガスコンロの燃料には都市ガス（プロパン）を用いた。都市ガスのふく射強度は、波長２．０２μｍにおいて相対強度０．０２、波長３．０７μｍにおいて相対強度０．１３、波長４．４μｍにおいて相対強度１．０である。波長λにおいて単色放射能が最大値を示す黒体放射温度は、次式（３３）で表される。
【０１３３】
【数３３】
【０１３４】
これより、各波長において単色放射能が最大値を示す黒体放射温度を求めた。また、黒体の単色放射能Ｅｂ，λ［Ｗ／（ｍ２・μｍ）］は、次式（３４）で表される。
【０１３５】
【数３４】
【０１３６】
そして、各波長、温度における黒体単色放射能を求めた。そして、それぞれに相対強度を乗じ、それらを足し合わせたものを、都市ガスの単色放射能とした。この単色放射能の波長分布を図１１に示す。なお、全波長域で積分した熱流束は３７３９４．５５１Ｗ／ｍ２となる。
【０１３７】
ここで、水の噴射量をｘ［ｃｃ／ｍｉｎ］とすると、ｍ［ｇ／ｓ］=ｘ／６０となる。噴射する水の温度を２０℃とすると、その水が水蒸気となる過程で消費する熱量は以下のようにした。
【０１３８】
Ｈ２０（飽和水）２０℃→Ｈ２０（飽和水）１００℃の過程で消費する熱量は、
Ｑ１［Ｊ／ｓ］＝ｍｃｔ＝ｍ［ｇ／ｓ］×４．１８６８［Ｊ／ｇ・Ｋ］×８０［Ｋ］、
Ｈ２０（飽和水）１００℃→Ｈ２０（水蒸気）の過程で消費する熱量は、
Ｑ２［ＭＪ／ｓ］＝２．２６［ＭＪ／ｋｇ］×ｍ／１０００［ｋｇ／ｓ］。
【０１３９】
よって、水の噴射量に合わせてこれらの熱量を先ほどの都市ガスの熱流束から差し引いた値を計算に用いた。
【０１４０】
４．解析結果
水の噴射無しの場合と、噴射量１ｃｃ／ｍｉｎ、２ｃｃ／ｍｉｎ、３ｃｃ／ｍｉｎ、４ｃｃ／ｍｉｎ、５ｃｃ／ｍｉｎの場合とで解析を行った。ふく射伝熱と非定常熱伝導との複合伝熱解析を行い、１秒ごとにふく射の計算を更新しながら６００秒（１０分）間計算を行った。
【０１４１】
空気に関しては、水の噴射量を増やしていくと、ある程度の量までは、空気中の水蒸気量が増えることで、その水蒸気のふく射性ガスとしての働きにより空気の吸収熱流束は増えることが確認できた。そして空気の温度は高くなった。しかし、ある量を超えて噴射量を増やすと、水蒸気生成過程の潜熱等による熱消費の影響の方が強くなり、空気の吸収熱流束、温度共に低下した。
【０１４２】
そして、図１２に鍋底の温度の時間推移結果が示され、図１３には鍋底の吸収熱流束の時間推移結果が示されている。図１２において横軸は時間、縦軸は温度（Ｋ）を示している。図１３において横軸は時間、縦軸は吸収熱流束（Ｗ／ｍ２）を示している。また、図１２においてＳ１は水噴射なしの結果、Ｓ２は噴射量１ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ３は噴射量２ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ４は噴射量３ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ５は噴射量４ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ６は噴射量５ｃｃ／ｍｉｎの結果を示している（Ｓ３とＳ４は略同一結果であり、重なって示されている）。図１３において、Ｓ７は水噴射なしの結果、Ｓ８は噴射量１ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ９は噴射量２ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１０は噴射量３ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１１は噴射量４ｃｃ／ｍｉｎの結果、Ｓ１２は噴射量５ｃｃ／ｍｉｎの結果を示している。
【０１４３】
鍋底に関しては、水の噴射量を増やしていくと、熱源との間の水蒸気が熱を吸収してしまうことと、水蒸気生成過程の潜熱等による熱消費とにより、図１３に示すように鍋底の吸収熱流束は低下した結果となった。しかしながら、上述と同様に、ある程度の量までの噴射であれば、空気の温度が上昇するため、図１２に示すように、高温となった空気の蓄熱・保温効果が働き鍋底の温度は結果として高くなる結果となった。そして当然、そのある量を超えて噴射量を増やすと、水蒸気の吸収や潜熱等の熱消費といったマイナスの効果が支配的となり、鍋底の温度も低下した。
【０１４４】
上述の結果より、水を噴射することで潜熱等のマイナスの要因は働くが、ある程度の量までであれば、ふく射性ガスとしての蓄熱・保温効果の方がそれらよりも支配的であり、加熱の効率化に寄与し得ることが確認できた。
【０１４５】
また、以上で説明した対流及びふく射による熱効率の向上効果の解析結果から、水蒸気発生により熱効率向上することが確認できるが、供給する水の量によっては所望の結果が得られない場合もあることも確認され、このため水の供給量には好適な範囲があると考えられた。ここで、対流の解析上で用いた、プロパンガスの単位体積あたりの発熱量：４．５×１０７（Ｊ／ｍ２）、１００℃の飽和水を１００℃の飽和水蒸気にするための熱量：２．２６×１０６（Ｊ／ｍ３）を用いて考察する。
【０１４６】
上述したこの条件での解析では、プロパンガスの投入量０．３３６ｍ３／Ｈｒ、水の投入量０．５ｇ／ｓｅｃ＝１．８ｋｇ／Ｈｒで熱効率向上の効果が認められている。ここで、プロパンガスの単位時間当たりの発熱量Ｗｐは、Ｗｐ＝４．５×１０７×０．３３６＝１．５２×１０７（Ｊ／Ｈｒ）となる。水の単位時間当たりの潜熱量Ｗｗは、Ｗｗ＝２．２６×１０６×１．８＝４．１０×１０６（Ｊ／Ｈｒ）となる。そして、これらの比率Ｗｗ／Ｗｐ＝０．２７である。この数値と合わせて、加熱装置の側壁部分の断熱構造や伝熱特性（上記対流とふく射の解析での条件の違い等）を考慮すると、好適な範囲にはある程度の幅があることが推測される。水の供給量としては、熱源の発熱量に対して、水の蒸発潜熱に消費される熱量が５％〜５０％程度とすることが好ましいと考えられる。
【符号の説明】
【０１４７】
１，２０ 加熱装置
２ 釜体
３ 筐体
４ バーナー（加熱手段）
９ 排気口
１０ 多孔質体（吸水体、水供給手段）
１１ 水供給管（水供給部、水供給手段）
【特許請求の範囲】
【請求項１】
加熱対象が投入される釜体と、前記釜体の側面及び底面を囲うとともに前記釜体を支持する筐体と、前記釜体と前記筐体との間に設けられ前記釜体を加熱する加熱手段とを備えた加熱装置であって、
前記筐体内に水を供給する水供給手段を備え、
前記加熱手段の発熱の一部を利用して前記水供給手段によって供給された水を水蒸気に気化させ、前記加熱手段による加熱とともに水蒸気によって前記釜体を加熱することを特徴とする加熱装置。
【請求項２】
前記加熱手段の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口を備えたことを特徴とする請求項１に記載の加熱装置。
【請求項３】
前記加熱手段が前記釜体の底部に近接又は当接して配置され、
前記排気口が前記筐体の前記釜体の底部よりも上方に位置する部位に設けられ、
前記釜体の側面と前記筐体との間に螺旋状の流路が設けられており、
前記加熱手段の加熱によって気化させた水蒸気を、前記螺旋状の流路によって前記釜体の側面を回流させ、前記ガス廃棄物とともに前記排気口から排出することを特徴とする請求項２に記載の加熱装置。
【請求項４】
前記水供給手段が、前記筐体内に設けられ水を吸水する吸水性を有する吸水体と、前記吸水体に水を供給する水供給部とで構成され、前記吸水体を前記加熱手段によって加熱することで、水蒸気を発生させることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の加熱装置。
【請求項５】
前記吸水体が多孔質体であることを特徴とする請求項４に記載の加熱装置。
【請求項６】
前記加熱手段の加熱によって気化させる水蒸気には、１００度以上の高温水蒸気が含まれることを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の加熱装置。
【請求項１】
加熱対象が投入される釜体と、前記釜体の側面及び底面を囲うとともに前記釜体を支持する筐体と、前記釜体と前記筐体との間に設けられ前記釜体を加熱する加熱手段とを備えた加熱装置であって、
前記筐体内に水を供給する水供給手段を備え、
前記加熱手段の発熱の一部を利用して前記水供給手段によって供給された水を水蒸気に気化させ、前記加熱手段による加熱とともに水蒸気によって前記釜体を加熱することを特徴とする加熱装置。
【請求項２】
前記加熱手段の発熱によって生じるガス廃棄物を排出する排気口を備えたことを特徴とする請求項１に記載の加熱装置。
【請求項３】
前記加熱手段が前記釜体の底部に近接又は当接して配置され、
前記排気口が前記筐体の前記釜体の底部よりも上方に位置する部位に設けられ、
前記釜体の側面と前記筐体との間に螺旋状の流路が設けられており、
前記加熱手段の加熱によって気化させた水蒸気を、前記螺旋状の流路によって前記釜体の側面を回流させ、前記ガス廃棄物とともに前記排気口から排出することを特徴とする請求項２に記載の加熱装置。
【請求項４】
前記水供給手段が、前記筐体内に設けられ水を吸水する吸水性を有する吸水体と、前記吸水体に水を供給する水供給部とで構成され、前記吸水体を前記加熱手段によって加熱することで、水蒸気を発生させることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の加熱装置。
【請求項５】
前記吸水体が多孔質体であることを特徴とする請求項４に記載の加熱装置。
【請求項６】
前記加熱手段の加熱によって気化させる水蒸気には、１００度以上の高温水蒸気が含まれることを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の加熱装置。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【公開番号】特開２０１２−２１６８４（Ｐ２０１２−２１６８４Ａ）
【公開日】平成２４年２月２日（２０１２．２．２）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１０−１５８６５６（Ｐ２０１０−１５８６５６）
【出願日】平成２２年７月１３日（２０１０．７．１３）
【出願人】（５０４１８２２５５）国立大学法人横浜国立大学 (429)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年２月２日（２０１２．２．２）
【国際特許分類】
【出願日】平成２２年７月１３日（２０１０．７．１３）
【出願人】（５０４１８２２５５）国立大学法人横浜国立大学 (429)
【Ｆターム（参考）】
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