JPWO2016178436A1 - Liquid processing nozzle, liquid processing method, gas dissolving method and gas dissolving apparatus using the same - Google Patents
Liquid processing nozzle, liquid processing method, gas dissolving method and gas dissolving apparatus using the same Download PDFInfo
- Publication number
- JPWO2016178436A1 JPWO2016178436A1 JP2016565510A JP2016565510A JPWO2016178436A1 JP WO2016178436 A1 JPWO2016178436 A1 JP WO2016178436A1 JP 2016565510 A JP2016565510 A JP 2016565510A JP 2016565510 A JP2016565510 A JP 2016565510A JP WO2016178436 A1 JPWO2016178436 A1 JP WO2016178436A1
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- liquid
- gas
- water
- nozzle
- throttle
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Images
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
- B01F—MIXING, e.g. DISSOLVING, EMULSIFYING OR DISPERSING
- B01F25/00—Flow mixers; Mixers for falling materials, e.g. solid particles
- B01F25/40—Static mixers
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Dispersion Chemistry (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- Sanitary Device For Flush Toilet (AREA)
- Domestic Plumbing Installations (AREA)
- Bathtubs, Showers, And Their Attachments (AREA)
- Accessories For Mixers (AREA)
Abstract
偏流の影響を解消して十分なキャビテーション効果、ひいてはそれによる微細気泡発生効果ないしガス溶解効率を引き出すことができる液体処理ノズルを提供する。液体処理ノズル１は、液体流路３が形成されたノズル本体２２と、液体流路３を液体入口４側の流入室６と液体出口５側の流出室７とに区画する隔壁部８と、隔壁部８に貫通形成され流入室６と流出室７とを互いに別経路にて連通させる複数の絞り孔９と、絞り孔９の内面から各々突出するとともに外周面に周方向の山部１１と高流速部となる谷部１２とが複数交互に連なるように形成された衝突部１０とからなる処理コア部ＣＯＲＥとを備える。絞り孔９は、それら絞り孔９の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔９の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔９アスペクト比が３．５以下に設定され、ズル本体２の軸線と直交する平面への投影において、隔壁部８の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の絞り孔９の内周縁までの距離Ｔが該絞り孔９の内径ｄよりも小さくなる程度に近接配置される。Disclosed is a liquid processing nozzle capable of eliminating the influence of drifting and drawing out a sufficient cavitation effect, and hence the effect of generating fine bubbles or the gas dissolution efficiency. The liquid processing nozzle 1 includes a nozzle body 22 in which a liquid channel 3 is formed, a partition wall 8 that partitions the liquid channel 3 into an inflow chamber 6 on the liquid inlet 4 side and an outflow chamber 7 on the liquid outlet 5 side, A plurality of throttle holes 9 penetratingly formed in the partition wall 8 and communicating the inflow chamber 6 and the outflow chamber 7 through different paths, respectively, projecting from the inner surface of the throttle hole 9 and having a circumferential peak 11 on the outer peripheral surface And a processing core section CORE including collision sections 10 formed so as to alternately connect a plurality of valley sections 12 serving as high flow velocity sections. The aperture 9 has a diameter of a circle equivalent to the sum of the axial cross-sectional areas of the apertures 9 de, the length of the aperture 9 is L, and the aperture 9 aspect ratio defined by L / de is 3. The distance T from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall 8 to the inner periphery of the plurality of apertures 9 is set to 5 or less and projected onto a plane perpendicular to the axis of the squeezing body 2. They are arranged close to each other so as to be smaller than the inner diameter d of the aperture 9.
Description
この発明は液体処理ノズル、特に、微細気泡の効率的発生やガス溶解能力に優れた液体処理ノズルに関し、また、それを用いて実現される液体処理方法、ガス溶解方法及びガス溶解装置に関するものである。 The present invention relates to a liquid processing nozzle, and more particularly to a liquid processing nozzle excellent in efficient generation of fine bubbles and gas dissolving ability, and also relates to a liquid processing method, a gas dissolving method and a gas dissolving apparatus realized using the nozzle. is there.
近年、マイクロバブル（ファインバブル）あるいはナノバブル（ウルトラファインバブル）と称される微細気泡が多くの用途に応用され、種々の気泡発生機構が提案されている。特許文献１に開示された二相流旋回方式のものは、外気を旋回流に巻き込んで強制粉砕することにより微細化を図るものであるが、気泡径が１μｍ未満となるナノバブルの発生効率が悪い欠点がある。
一方、水の流路にベンチュリやオリフィスにより絞り孔を設け、水が高流速化して通過する際のベルヌーイの定理に由来して生ずる減圧効果により、溶存空気を微細気泡として析出させる、いわゆるキャビテーション方式による微細気泡発生機構も種々提案されている（特許文献２〜１０）。特に、特許文献６〜１０に開示された方式は、絞り孔の途中にねじ部材を配置し、そのねじ谷、あるいは対向するねじ部材間に形成されたギャップにて水流のさらなる高速化を図るものであり、キャビテーション効率を向上させてより高密度にナノバブルを発生することができる。特許文献６及び７においては、ナノ領域の気泡が実際に得られることがレーザー回折式粒度計などを用いた気泡測定により示されている。
また、ねじ部材で形成された衝突部を水流が通過する際に、流れ迂回に基づいて発生するガルマン渦と、キャビテーションによる減圧沸騰現象とにより水流は激しく撹拌される。そこで、水流に空気やオゾンなどのガスを混合して混相流とした状態でノズルに供給すると、ねじ部材が作る強撹拌域にガスが巻き込まれ、効率よくこれを溶解できる。また、溶存しきれなかったガス相も撹拌流で微細化し、ナノバブルの形で溶存ガスとともに共存させることができる。このようなガス溶解方式については、特許文献８及び特許文献１０に開示されている。
特許文献７においてすでに言及されているごとく、特許文献２〜５の機構は絞り孔が１か所設けられているのみなので、絞り孔通過時の流通抵抗が上昇し、孔内壁面からラジアル方向の背圧も受けやすい。その結果、水流量が極度に減少しやすく、たとえばシャワーなどに適用しようとした場合に水量感や洗浄力の不足を招きやすい。特に洗浄力の不足は、極度の断面縮小に伴う流体抵抗により、ねじ部を通過するときに流速が頭打ちになるので、それに由来したキャビテーション効果の不足ひいては微細気泡の発生量不足も、大いに関係するものと考えられる。
この点に鑑みれば、特許文献６に開示の機構も絞り孔が１か所のみであってまったく事情は同じである。また、特許文献７には特許文献２〜４の課題を解決したと称するノズルが開示されているが、つまるところ絞り孔内部に３本以上のねじを配置して、その分絞り孔の内径を拡大することにより、流量増加とキャビテーション効率の向上を図ろうとするものであって、絞り孔の個数が１個である点に何ら変わりはない。その結果、通常の圧力で十分なキャビテーションを起こすに足る流速を、絞り孔内に確保しようとすれば、絞り孔の内径もある程度小さくせざるを得ず、断面積不足による流量低下はいずれにしても解決されないし、断面径のみを増やせば、流量や流速は上がっても流量あたりに配分されるねじ谷の数が減るのでキャビテーション効果が低下するというジレンマが避けがたい。
こうした問題を解決するために、図３９に示すように、上記特許文献に開示された単一の絞り孔を有するノズル６０１を分岐継手６０２等により複数並列に接続し、ノズルユニット６００を形成する方法がある。このようにすると、ノズル６０１の絞り孔内径を、流速確保を優先して小さく設定した場合も、ノズル１本あたりの流量は小さくなるが、ユニット６００全体ではキャビテーション効果を犠牲にすることなく十分な流量が確保できるようになる、と考えられる。In recent years, fine bubbles called microbubbles (fine bubbles) or nanobubbles (ultra fine bubbles) have been applied to many applications, and various bubble generation mechanisms have been proposed. The two-phase flow swirl method disclosed in
On the other hand, a so-called cavitation method is used in which a throttle hole is provided in the water flow path by a venturi or an orifice, and the dissolved air is precipitated as fine bubbles by the pressure reducing effect resulting from Bernoulli's theorem when water passes at a high flow rate. Various microbubble generation mechanisms have been proposed (
Further, when the water flow passes through the collision portion formed by the screw member, the water flow is vigorously stirred by the Garman vortex generated based on the flow detour and the reduced-pressure boiling phenomenon due to cavitation. Therefore, when a gas such as air or ozone is mixed with the water flow and supplied to the nozzle in a mixed phase state, the gas is caught in a strong stirring region formed by the screw member, and can be efficiently dissolved. In addition, the gas phase that could not be dissolved can be refined with a stirring flow and coexist with the dissolved gas in the form of nanobubbles. Such a gas dissolution method is disclosed in
As already mentioned in
In view of this point, the mechanism disclosed in
In order to solve such a problem, as shown in FIG. 39, a method of forming a
しかしながら、本発明者らが詳細に検討を行ったところ、図３９に示すようなユニット６００においては、流量は確かに確保しやすくなるものの、微細気泡の発生効率は必ずしも十分ではないことがわかった。これは、例えば洗髪したときの洗浄力や体感（特に髪の保湿性など）が不足しやすいことにもつながるが、こうした問題は、特に、ユニットに給水する際の水圧が不足している場合に起きやすい。また、本発明者らがさらに検討したところ、ユニットを床置きのボックス内に縦向きに組み込み、これにシャワーホースをつないで使用した場合と、シャワーホースの中間にぶら下がり形態でつないで使用した場合とで、微細気泡の発生効率ひいては体感等に大きな差が生じやすいことが判明した。具体的には、ユニットを床置きのボックス内に縦に固定して使用した場合は、微細気泡の発生効率は比較的良好であるが、シャワーホースの中間につないで使用した場合は微細気泡の発生効率が悪化しやすく、保湿や洗浄の体感においても不足を感じやすいと、多くの使用者が述べていることがわかった。
このことの原因は、図３９において、継手６０２において分岐した流れが、各ノズル６０１，６０１の絞り部に対し、互いに分離した長い流路を経て到達する構造になっているため、流れがどちらかのノズル６０１に偏る、いわゆる編流現象が起きやすくなっているためであると考えられる。特に、シャワーホースの中間につないで使用する場合等では、ホースの中間にぶら下がったユニット６００は空間での姿勢が不安定であり、一方のノズル６０１が他方のノズル６０１よりも少しでも下方に位置する状態になると、重力の影響を受けて流れが下方ノズル６０１に偏りやすくなる。
また、こうした編流現象は分岐した流路の長さが大きくなるほど、また、絞り部の区間長が長くなるほど起きやすくなる。特に、図３９のユニット６００では、分岐継手６０２へのノズル両端の接続部が長いことも相まって、ねじが取り付けられている絞り部の区間長に対し、各ノズル６０１を含む分岐流路の全長は、その１５倍前後と非常に長くなっており、偏流が極めて起きやすくなっているものと考えられる。
一般に多分岐配管系で偏流を防止するためには、個々の分岐配管に十分な流体圧が付加できるよう流体の供給圧を十分に高める必要がある。しかし、圧変動が生じやすく、地域によっては水圧不足も懸念される水道を使用する場合、ブースターポンプを導入しない限り対策の方法は極めて限られている。また、分岐流路の長さが大きい場合、水圧が不足すると、たとえユニット６００を縦に固定して使用しても、重力以外の要因（例えば、圧力の瞬時的な低下や、よどみ、乱流といった分岐継手内での流れ不均一化、継手やノズル内面の平滑度ばらつきなど）により偏流は容易に発生しうる。そして、一旦生じた偏流状態は、水圧が相当の高レベルで復帰しない限りは、容易には解消されないのである。
本発明の課題は、キャビテーションを生じさせるための衝突部を設けた絞り部を有しつつも、比較的低い流体圧で十分な流量を確保でき、かつ偏流の影響を解消して十分なキャビテーション効果、ひいてはそれによる微細気泡発生効果ないしガス溶解効率を引き出すことができる液体処理ノズルと、それを用いた液体処理方法、ガス溶解方法及びガス溶解装置を提供することにある。However, as a result of detailed studies by the present inventors, it has been found that in the
In FIG. 39, the cause of this is that the flow branched at the
Further, such a knitting flow phenomenon is more likely to occur as the length of the branched flow path increases and as the section length of the throttle portion increases. In particular, in the
In general, in order to prevent uneven flow in a multi-branch piping system, it is necessary to sufficiently increase the fluid supply pressure so that a sufficient fluid pressure can be applied to each branch piping. However, when using a water supply that is susceptible to pressure fluctuations and may be deficient in water pressure in some areas, there are very few countermeasures unless a booster pump is installed. In addition, when the length of the branch flow path is large, if the water pressure is insufficient, even if the
An object of the present invention is to provide a sufficient cavitation effect by eliminating the influence of drift by ensuring a sufficient flow rate with a relatively low fluid pressure while having a constricted portion provided with a collision portion for causing cavitation. Then, it is providing the liquid processing nozzle which can draw out the fine bubble generation | occurrence | production effect thru | or gas dissolution efficiency by it, and a gas dissolution efficiency, and the liquid processing method, gas dissolution method, and gas dissolution apparatus using the same.
上記の課題を解決するために、本発明の液体処理ノズルは、液体流路が形成されたノズル本体と、液体流路を液体入口側の流入室と液体出口側の流出室とに区画する隔壁部と、隔壁部に貫通形成され流入室と流出室とを互いに別経路にて連通させる複数の絞り孔と、絞り孔の内面から各々突出するとともに外周面に周方向の山部と高流速部となる谷部とが複数交互に連なるように形成された衝突部とからなる処理コア部とを備える。そして、絞り孔は、それら絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定され、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において、隔壁部の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の前記絞り孔の内周縁までの距離Ｔが該絞り孔の内径ｄよりも小さくなる程度に近接配置されてなることを特徴とする。
また、本発明の液体処理方法は、上記本発明の液体処理ノズルの液体入口に液体を供給し、該液体を衝突部に接触させて液体出口から流出させることを特徴とする。
上記本発明によると、ノズル本体において液体の流れは、衝突部に衝突してその下流に迂回する際に、谷部内にて絞られることにより増速して激しいキャビテーションを起こし、その減圧沸騰作用により気泡を生じつつ液体を激しく撹拌する。これに、衝突部を高速流が迂回する際に生ずる渦流も加わり、衝突部の周辺及び直下流域には非常に顕著な撹拌領域が形成されることとなる。気泡を析出する減圧域は衝突部周囲の谷底付近に限られており、高速の液体流はほとんど瞬時的に該領域を通過してしまうから、発生した気泡はそれほど成長せずに上記の撹拌領域に巻き込まれ、微細気泡が効率的に発生することとなる。
そして、本発明の液体処理ノズルにおいては、ノズル本体の液体流路の中間に隔壁部を形成し、隔壁部に複数個の絞り孔を設け、山部と谷部とを交互に形成した衝突部、すなわち、谷部を高流速部としてキャビテーションを発生させるための衝突部を各絞り孔内に突出配置する。つまり、図３９のユニット６００では絞り部前後の流路が複数のノズルとして独立配置されていた構造を、１個のノズルの隔壁部に複数の絞り部を形成し、その前後の流路区間を、該隔壁部が区画する流入室ないし流出室に集約して、それら複数の絞り部により共有化させる構造に改めるのである。これにより、流路が複数系統に分岐する区間は隔壁部に形成された絞り孔のみに短縮することができ、分岐流路が長くなることに由来した偏流発生の防止に大きく貢献する。しかし、単にこの構造を採用するだけでは偏流防止を十分に果たすことはできない。その理由は以下の通りである。
・隔壁部の厚みが大きくなり断面積の小さい絞り孔自体の長さが増すと、その前後の区間が流入室ないし流出室として集約されていたとしても、偏流は発生しやすくなる。
・隔壁部に形成する複数の絞り孔が、管内壁との流体摩擦により低流速化する隔壁部外周領域に形成されていると、その流速低下の影響により偏流が発生しやすくなる。
したがって、偏流防止のためには、上記２点を抑制するための条件が必須となるのであり、本発明においては、
（１）絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比を３．５以下に設定し、
（２）隔壁部の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の絞り孔の内周縁までの距離（絞り孔変位）Ｔが、該絞り孔の内径ｄよりも小さくなる程度に、それら絞り孔を基準点周りに近接配置すること、
により上記の問題を解決する。
すなわち、（１）の要件により、偏流の原因となる分岐区間の長さ、すなわち、衝突部を配置する絞り孔の長さが十分短くなり、（２）の要件により、絞り孔は、高流速となる隔壁部の中央に集約される、つまり、全ての絞り孔が隔壁部の中心に近い位置に集めて配置される。その結果、絞り孔内での流速の低下ないし不均一化が抑制され、偏流を確実に防止することができる。すなわち、衝突部を有する絞り孔を複数形成することで十分なキャビテーション効果と十分な流量とを両立することができ、かつ、個々の絞り孔が上記（１）（２）の要件を充足することにより、複数の絞り孔間での偏流が効果的に抑制され、キャビテーション効果に基づいた微細気泡発生を安定的に継続できるようになる。
Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下になるか、あるいは絞り孔変位Ｔが絞り孔の内径ｄよりも小さくなるか、のいずれか欠けた場合でも、絞り孔内での流速低下ないし偏流に由来して、微細気泡の発生効率が十分でなくなる。絞り孔アスペクト比Ｌ／ｄｅの値は、望ましくは３以下であること、より望ましくは２．５以下であるのがよい。また、絞り孔変位Ｔは絞り孔の内径ｄの望ましくは１／２以下であるのがよい。
なお、絞り孔内の流量損失を抑え、かつ、偏流を防止する観点にあっては、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比の値は、衝突部を配置するために必要なスペースを絞り孔内面に確保できる範囲内で、なるべく小さく設定することが望ましいといえる（後述するごとく、流入室と流出室の内面を、各々隔壁部に向けて縮径するテーパ面とする場合は、このテーパ面を直結し、その結合位置に衝突部を形成する構成もあり得るが、この場合の絞り孔の長さは、衝突部の突出基端位置での外径であるものとして定義する）。また、絞り孔変位Ｔの値も、絞り孔内の流速を高める観点から、なるべく小さく設定することが望ましく、たとえば隔壁部中心位置で２つの絞り孔が互いに接するか、あるいは連結される場合など、ゼロとなることを妨げない。
以下、本発明の液体処理ノズルを構成する幾何学的要素の概念を明確にするための、必要な定義について列挙する。
（定義１）絞り孔は流れ軸線方向に均一な断面を有する孔としてもよいし、中間部で縮径する不均一断面を有する孔としてもよい。本明細書において、「絞り孔の軸断面積」とは、流れ軸線方向にて最もその値が小さくなる位置での軸断面積を意味するものとする。
（定義２）絞り孔の軸断面形状はたとえば円形にすることが望ましいが、過度の損失を生じない限り、楕円や正多角形状（正方形、正六角形、正八角形等）の軸断面形状も可能である。このとき、絞り孔の内径ｄは、定義１で規定する絞り孔の軸断面積と等価な面積を有する円の直径を意味するものとする。複数の絞り孔は、軸断面積を異ならせることも可能であるが、この場合、絞り孔の内径ｄは、それら複数の絞り孔についての平均値を意味するものとする。絞り孔の長さについても同様。
（定義３）隔壁部の投影領域の中心位置とは、投影領域が円形の場合はその中心を意味する。しかし、隔壁部の投影領域が正多角形状や楕円状となることも発明概念上は許容され、この場合は当該投影領域の幾何学的重心位置を中心位置として定める。
なお、本発明と同様の隔壁部を有し、これに絞り孔を複数形成した液体処理ノズルは、たとえば特許文献９の公報図２、あるいは特許文献１１の公報図６などにも開示されている。しかし、特許文献９の構成は、その要部を図４０に示す如く、ねじ部材５１３がそれぞれ１本ずつ配置された４つの絞り孔６１２のアスペクト比（Ｌ／４ｄ）が、公報図２から読み取れる寸法を用いて前述の定義に従って計算すると４以上と大きい値となる。そして、隔壁部に相当する部材本体６１１の軸断面中心に対する絞り孔変位Ｔは、絞り孔内径ｄの２倍程度にも及ぶ。特許文献９に開示された寸法通りに実際にノズルを作成し、通水してテストしところ（後述の表１の試験結果、番号１７の試験品）、微細気泡の発生効率は低く、水圧０．１ＭＰａでの水流束（流量）は０．３２Ｌ・ｍｍ２／分と小さい値となったことを付言しておく。なお、図４０のノズルでは、隔壁中央領域に調整孔６１４が１個形成されているが、この調整孔６１４は、キャビテーションの主体となる４つの隔壁部外周領域の絞り孔６１２に流れるべき流速を奪うので、各絞り孔６１２における低流速化あるいは偏流発生をさらに助長する心配がある。
特許文献１１の構成は、そもそも絞り孔に衝突部が配置されておらず、良好なキャビテーション特性が得られないことは明らかである。そして、隔壁部には中心点を囲むように周方向に２列の絞り孔（ベンチュリ）が形成されており、アスペクト比は、絞り孔の個数が図面上特定できないので計算できないが、公報図６の断面を見る限り明らかに本発明の範囲外となっている。また、外周側のものはもちろん内周側のものも含めてすべての絞り孔の変位はその内径（ベンチュリ絞り位置）よりも明らかに大きく、これも本発明の範囲外である。それゆえ、特許文献１１のノズルの絞り孔に仮に衝突部を付加しても、上記本発明の効果が達成できないことは明らかである。
絞り孔アスペクト比Ｌ／ｄｅを３．５以下とし、絞り孔変位Ｔを絞り孔の内径ｄよりも小さくした本発明の液体処理ノズルでは、液体出口側を開放して液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたときの液体出口から流出する水流量をＱとし、絞り孔の内面と衝突部との間に形成される絞り液体流通部の処理コア部における合計断面積をＳｅとして、水流束Ｑ／Ｓを０．５Ｌ・ｍｍ２／分以上を確保することも容易である。これは、同じ供給水圧で絞り液体流通部の合計断面積が同じである場合、本発明者らが確認した特許文献９のノズルの１．５倍以上の流量が取れることを意味している。
衝突部に形成する複数巻の山部は、らせん状に一体形成することができる。このようにすると、山部の形成が容易になるほか、流れに対し山部が傾斜することで、山部の稜線部を横切る流れ成分が増加し、流れ剥離に伴う乱流発生効果が著しくなるのて、気泡のさらなる微細化を図ることができる。この場合、衝突部は、脚部末端側が流路内に突出するねじ部材にて形成しておくと、該ねじ部材の脚部の外周面に形成されるねじ山を山部として利用でき、製造が容易である。本発明の液体処理ノズルの場合、たとえばコア部に形成される絞り孔の個数を２〜４個とし、絞り液体流通部の合計断面積を１３ｍｍ２以上２５ｍｍ２以下とすれば、液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたとき、液体出口を開放して測定した流量にて、７Ｌ／分以上２０Ｌ／分以下を得ることが可能となる。すなわち、一般水道圧レベルの供給水圧を前提としたとき、微細気泡発生効果あるいは後述のガス溶解効果を損ねることなく、特許文献６〜１１のいずれに開示されたノズルよりも大きな流量を確保できる。キャビテーションポイントとして作用する谷部の個数や谷の深さを十分確保して、キャビテーション効果ひいては微細気泡発生効果をより高めるためには、衝突部を呼び径Ｍ１．２以上Ｍ２．０以下（望ましくは、Ｍ１．２以上Ｍ１．６以下）のねじ部材により形成することが望ましい。
本発明の液体処理ノズルは、絞り孔の衝突部よりも下流に位置する区間の長さ（以下、残区間という）をＬｐとし、絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅとしたとき、Ｌｐ／ｄｅにて定義される残区間アスペクト比は１．０以下に設定されていることが望ましい。これにより、複数の絞り孔にてそれぞれ衝突部を通過した液体が流出室にて合流するまでに、析出気泡を含んだ流れの、流体抵抗の大きい絞り孔の残区間の通過距離が短くなり、ひいては個々の絞り孔の衝突部下流に生ずる強撹拌領域も流出室内で一体化し、気泡の微細化効果が一層高められる。
また、本発明の液体処理ノズルにおいて、その絞り孔に関しては、隔壁部の中央付近（基準点周り）に近接配置する要件を、さらに以下のように具体化することができる。すなわち、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において、複数の絞り孔の内周縁に対する外接円の面積をＳｔ、絞り孔の投影領域の合計面積をＳｒとしたとき、Ｋ≡Ｓｒ／Ｓｔにて定義される絞り孔集約率Ｋを０．２以上とする。例えば、寸法と形成個数が一致する複数の絞り孔の組同士の場合、絞り孔変位Ｔが大きくなるほど外接円面積も大きくなる。したがって、上記絞り孔集約率Ｋは隔壁部中央領域への絞り孔の集中度を表すパラメータとなりえ、該Ｋを０．２以上とすることにより、偏流抑制効果は一層顕著となり、微細気泡の発生効率やガス溶解効率の更なる向上に貢献する。たとえば、図４０に示す特許文献９のノズルの場合、図面から読み取ることができる絞り孔集約率Ｋは０．１１である。
なお、「外接円」は、前記投影における複数の絞り孔（最小径部）の内周縁に対し、そのすべてと外接する円として定義する。また、すべての絞り孔の内周縁に外接する円が幾何学的に描けない場合は、「１以上の絞り孔の内周縁と外接し、残余の絞り孔の内周縁とは交わらない最大の円」として定義する。
上記の外接円の面積Ｓｔは、隔壁部の投影面積の９０％以上であることが望ましい。これにより、隔壁部にて絞り孔の外側に形成される流れ遮断領域の面積を小さくでき、こうした領域に特有に発生する流れのよどみや渦流に基づく損失を軽減することができる。絞り孔に対する外接円径が、液体入口の開口径よりも絞られている場合は、隔壁部の投影面積を９０％以上とする上で、液体入口に続く流入室の内周面を、隔壁部に向けて縮径するテーパ面とすることが有効である。外接円の面積Ｓｔは、隔壁部の投影面積と等しくすることもできる。
液体処理ノズルは、処理コア部において複数の絞り孔のそれぞれに、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において衝突部が孔中心軸線を取り囲む十字形態に４つ配置されてなり、それら４つの衝突部が形成する十字の中心位置に液体流通ギャップが形成された構成とすることができる。十字形態に衝突部を配置することにより、高流速部（キャビテーションポイント）となる谷部の絞り孔内における個数を増やすことができる。また、十字の中心位置に液体流通ギャップを形成すると、最も高流速となる断面中央の流れ（中心流）が液体流通ギャップの形成により妨げられにくくなり、各衝突部にて、それよりも外側に位置する谷部に向かう流束が中心流の衝突・迂回により乱されにくくなる。その結果、絞り孔内でのキャビテーション発生効率、ひいては微細気泡の発生や後述のガス溶解の効率をさらに高めることができる。液体流通ギャップの形成による上記の効果は、４つの衝突部の液体流通ギャップを形成する先端面を平坦に形成し、前述の投影において液体流通ギャップが正方形状に形成されている場合に特に顕著である。
絞り孔にそれぞれ形成される十字形態の衝突部の組は、ノズル本体の壁部外周面側から先端が絞り孔内へ突出するようにねじ込まれる４本のねじ部材により容易に形成できる。しかし、複数の絞り孔のそれぞれに、ノズル本体の外側からそれぞれ４本ものねじ部材をねじ込もうとしたとき、幾何学的なレイアウトを誤ると、ねじ同士の干渉や、ある絞り孔に向けてねじ込まれたねじ部材が別の絞り孔内を貫通したりするなど、不具合を生じる。本発明者らが検討した結果、ノズル本体の壁部外周面側から絞り孔に向けてねじ込まれるねじ部により衝突部を形成する場合、こうした不具合を生じることなく絞り孔を隔壁部の中心領域に近接して形成する構成としては、処理コア部に絞り孔を、液体流路の中心軸線を挟んで互いに対称な位置関係で２〜４個のいずれかで形成するのが最適であることがわかった。そして、前述のねじ部材の干渉を回避するには、各絞り孔に組み込む４つのねじ部材の組は、それら絞り孔の間で軸線方向にて互いにずれた位置に配置することが適当である。偏流と流量損失を抑制する観点から、この場合の絞り孔の配置個数は２個ないし３個が好適であり、ノズル作製の容易性を考慮すれば２個とするのが最適である。
また、同一の絞り孔内にて複数の衝突部を、該絞り孔の軸線方向（流れ方向）にて互いにずれた位置に配置することも可能である。このようにすると、衝突部を流れ方向に複数設けることができ、キャビテーションポイントとなる谷部に流れを繰り返し接触させることが可能となる。これは、微細気泡の発生効率や後述のガス溶解効率の更なる向上に寄与する。
次に本発明のガス溶解方法は、上記本発明の液体処理ノズルの衝突部に液体とガスとの混相流を供給してガスを液体に溶解させた状態で液体出口から流出させることを特徴とする。また、本発明のガス溶解装置は、上記本発明の液体処理ノズルと、該液体処理ノズルの衝突部に液体とガスとの混相流を供給する混相流供給手段と、を備え、ガスを液体に溶解させた状態で液体出口から流出させるようにしたことを特徴とする。
本発明の液体処理ノズルに液体を供給すると、衝突部の周辺及び直下流域に非常に顕著な強撹拌領域が形成される。キャビテーションにより発生した気泡はそれほど成長せずに上記の強撹拌領域に巻き込まれ、微細気泡が効率的に発生する。このとき、供給する液体に積極的に外部からガスを導入し、液体とガスとの混相流として処理コア部に供給すると、混相流を形成するガスは衝突部下流の強撹拌領域に巻き込まれることで液体との混合が顕著に進み、ガス溶解をきわめて効率的に行うことができる。
衝突部の下流域に強撹拌領域が形成される大きな要因の一つは、前述のごとく、供給する液体中に溶存しているガス（注：混相流を作るために外部から導入するガスが、一旦溶存したものも含みうる）のキャビテーションによる減圧沸騰析出である。溶存ガスの減圧沸騰をきっかけとして衝突部の下流域に生ずる強撹拌領域では、外部から導入されるガスの撹拌・溶解が、減圧沸騰で損なわれるガス量を桁違いに上回る規模により進行する。また、液体に溶解しきれなかったガスも、浮上速度の非常に小さい微細気泡として液中に留まり、微細気泡特有の種々知られている効果（たとえば、洗浄効果、液体の浸透性促進効果など）がガスの種別に応じて発揮される利点もある。また、同一のガスが溶存ガスと微細気泡の両方の形態で液体中に共存することで、当該ガスの分圧を有さない雰囲気に暴露したとき、溶存ガスのみが存在する液体と比較して、見かけの溶存ガス濃度の減少速度が低下して高濃度の状態をより長時間維持するようになる。これは、溶存ガスの蒸発速度が低下するのではなく、微細気泡中のガスが周囲の液体に溶出することに起因するものである。これにより、雰囲気開放された状態で一定レベル以上のガス溶存濃度が必要とされる目的に該液体を供する場合、その高濃度を維持する寿命を延長できる、といった利点も生ずる。そして、本発明の液体処理ノズルにおける前述の偏流抑制効果は、上記のごとくガス溶解にこれを利用する場合、より大きな技術的意義を発揮することになるのである。
順に説明すると、まず、前述の特許文献に開示された絞り孔が単一のノズルに混相流を供給した場合、ガスの液体に対する供給体積比をそれほど大きく取ることができず、結果としてガス溶解量は低くならざるを得ない。これは、ガスの供給体積比が過剰になった場合、衝突部を混相流が通過する際にガス相との接触が主体的になる結果、衝突部の周囲流れが過剰なガスによってホールドアップし、結果、液相と衝突部との接触期間が極度に少なくなって、ガスを溶解させる強撹拌領域形成の原動力となるキャビテーションが十分に起きなくなるためである。
図３９に示す参考例や特許文献９（図４０）の構成のように、混相流を通過させる流路を複数に分岐させ、そのそれぞれに衝突部を設けておくと、一つの分岐流路がガス偏流によりホールドアップしても、残余の分岐流路をバイパス路とする形で液相流量を確保でき、ガス溶解を継続することができる。しかし、これらの構成では液相流のみの場合でも前述のごとく偏流を起こしやすいのであるから、液相よりも比重の小さいガス相との混相流になると、浮上分離しようとするガス相はより激しい偏流を起こし、分岐流路の一部のものにガス相流が集中してホールドアップを生じやすくなる。すると、ガス相の大半が撹拌溶解能力の低下したホールドアップ側の分岐流路に流れてしまい、ガス溶解効率は結局のところ期待するほどには改善されないのである。
しかしながら、本発明の液体処理ノズルは、隔壁部に形成する絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定され、絞り孔変位が絞り孔の内径ｄよりも小さくなるよう、隔壁部の中央付近（基準点周り）に近接配置されることで、ガス相の偏流が効果的に抑制され、ガス相の偏流集中による衝突部のホールドアップが生じにくくなって、ガス溶解効率（あるいは微細気泡化効率）を飛躍的に高めることができるのである。
また、絞り孔の衝突部よりも下流に位置する残区間の長さＬｐを、前述の残区間アスペクト比が１．０以下となるように設定することは、ガス溶解を行う場合においてさらに有効となる。すなわち、ガス相が一部の絞り孔に若干偏ったとしても、残区間長さＬｐが小さくなっていることで、衝突部の下流では、ガス相が集中しない残余の絞り孔が形成する顕著な強撹拌領域に速やかに導くことができる。つまり、絞り孔の一部でガスが偏って、その絞り孔でのキャビテーション効果ひいては強撹拌領域の形成能力が低下しても、キャビテーション効果が健全な他の絞り孔の強撹拌領域を流出室内で共有化することができるので、より効率的なガスの溶解・粉砕が可能となるのである。このとき、流出室の内周面は、液体出口に向けて拡径するテーパ面としておくことで、個々の絞り孔で作られる強撹拌領域を、流出室内で損失させることなくスムーズに合体させることができる。
絞り孔の残区間Ｌｐは、個々の絞り孔の強撹拌領域を流出室内でより効率的に合体させるためにはなるべく小さいことが望ましく、したがって上記残区間アスペクト比Ｌｐ／ｄｅもなるべく小さいことが望ましく、理想的にはゼロであるのがよい。
本発明のガス溶解方法においては、液体処理ノズルの衝突部に混相流を供給する方式として、液体処理ノズルの絞り孔に対し衝突部よりも上流にてガスを流入させる方式を採用可能である。この方式では、絞り孔でのベンチュリ効果による減圧吸引効果により、溶解するべきガスを比較的低圧で吸い込むことができ、また、衝突部に近い位置でのガス供給となることから導入したガス気泡が速やかに粉砕され、溶解効率を向上させやすい利点がある。この場合、使用する液体処理ノズルの構成として、そのノズル本体に、該ノズル本体の外周面に開口し、複数の衝突部の少なくとも一つのものよりも上流にて絞り孔に連通するガス導入孔を形成したものを採用可能である。ガス導入孔の該ノズル外周面側の入口にガス供給配管を接続すれば、絞り孔内に溶解するべきガスを簡単に導入することができる。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、液体処理ノズルの液体入口に液体を供給する液供給部と、ガス導入孔にガスを供給するガス供給部とを備えるものとして構成しておけばよい。
このとき、ガス導入孔は、複数の絞り孔のすべてのものに形成し、すべての絞り孔にガスを分配供給するようにしてもよいが、絞り孔の一部のもの（たとえば、１つのもの）についてのみ形成することも可能である。後者の構成では、ガス導入孔を設けた絞り孔にガスが偏って供給されることになるが、残余の絞り孔には液体が十分な流速で供給されるので、ガス導入孔から流入させたガスを、各絞り孔からの強撹拌領域が合一する流出室内で十分に溶解・粉砕することができる。この効果は、前述のごとく、絞り孔の残区間アスペクト比が１．０以下に設定されている場合に特に著しい。
本発明のガス溶解方法においては、絞り孔の上流にて液体処理ノズルの流入室か、又は液体処理ノズルの液体入口よりも上流の液供給経路上にてガスを流入させる方式を採用してもよい。この方式では、ガスの供給に際して絞り部での減圧吸引効果は利用できないので、ガス供給圧力を若干高める必要はあるが、液体処理ノズルの各絞り孔に均一にガスを供給しやすい利点がある。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、液体処理ノズルの液体入口に液体を供給する液供給部と、液体入口に接続されるノズル本体とは独立したガス供給ノズルを含むガス供給部とを備えるものとして構成すればよい。
本発明のガス溶解方法はガスの溶解効率に優れるので、最も簡易には、液体処理ノズルに対し液体を１パスだけ流通させつつガスを溶解させる方式を採用することができる。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段（具体的には、その液供給部）は、外部の液供給源につながる液供給管を接続するための液供給管接続部を備え、液体処理ノズルの液体出口からは液体処理ノズルにてガスを１パスにて溶解させたガス溶解済み液体を流出させるようになっており、該液体出口側にガス溶解済み液体の排出管を接続するための液排出管接続部を設けた構成とすればよい。こうした簡易な１パスによる溶解装置であっても、本発明の液体処理ノズルを用いることにより、従来のノズルよりもはるかに高濃度に種々のガスを溶解することができるようになる。一方、ノズルから流出した液体を、ポンプを介して再びノズルに戻しつつ循環させながらガス溶解することも可能である。これにより、より高濃度のガス溶解が可能になるほか、微細気泡として液中に共存させるガス量も顕著に増大させることができる。この場合、ガス溶解装置の混相流供給手段（具体的には、その液供給部）は、液体を貯留する液体貯留部から液体処理ノズルを経て液体貯留部に戻る循環配管と、該循環配管により液体貯留部内の液体を、ガス供給部からのガスと混合しつつ液体処理ノズルを流通させたのち液体貯留部内に戻す形で循環送液させる送液ポンプとを備えるものとして構成できる。
本発明のガス溶解方法にあっては、ガスを溶解させる液体の種別は特に限定されないが、すでに言及しているごとく水（水溶液や水を溶媒とするコロイド溶液も概念として含む）を用いることができる。また、水以外では、アルコール（及びその水による希釈体）や化石燃料（ガソリン、軽油、重油等）などの有機液状物である。他方、溶解させるガスの種別も同様に限定されないが、たとえば酸素、窒素、炭酸ガス、水素、オゾン、塩素、アルゴン、ヘリウムなどであり、それらより選ばれる２種以上の混合ガスであってもよい。
以下、液体が水の場合について、本発明のガス溶解方法がとりわけ顕著に効果を発揮できる具体化内容を説明する。第一の事例は炭酸ガスを溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、炭酸ガスと水の混相流を供給するものとして構成される。
炭酸ガスは水に対する溶解度が非常に高く、２０℃の水の場合の１気圧（常圧：０．１ＭＰａ）での飽和溶解度は１８００ｐｐｍにも達する。たとえば、常圧下で５００ｐｐｍを超える高濃度の炭酸水を得るためには、常温にて水の体積の３０％を超える炭酸ガスを溶解しなければならず、通常は炭酸ガス分離膜を反転利用してガス溶解効率を高める装置が使用されるが、炭酸ガス分離膜を用いたガス溶解ユニットが非常に高価であり、寿命も短い難点がある。また、エジェクタ等を用いた従来の気液混合方式では炭酸ガスの溶解効率が低く、水の体積流量の３０％を超える炭酸ガスを１パスで溶解するようなことは非常に困難である。しかしながら、本発明の液体処理ノズルは、ノズルに炭酸ガスと水の混相流を供給するだけで、０．１ＭＰａ程度の水圧でも、水の体積の３０％程度の炭酸ガスであれば１パスでも楽に溶解できる性能を発揮する。
本発明の液体処理ノズルは、前述の投影において、複数の絞り孔の内周縁に対する外接円の面積をＳｔ、絞り孔の投影領域の合計面積をＳｒとしたとき、Ｋ≡Ｓｒ／Ｓｔにて定義される絞り孔集約率Ｋが０．２以上とすることにより、液体出口側を開放して液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたとき、液体出口から流出する水流量をＱとし、絞り孔の内面と衝突部との間に形成される絞り液体流通部の処理コア部における合計断面積をＳｅとしたときの水流束Ｑ／Ｓｅが０．５Ｌ・ｍｍ２／分以上確保できる（以下、このように構成した本発明の液体処理ノズルを「標準構成の液体処理ノズル」という。そして、混相流を形成するための炭酸ガス流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、炭酸ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上１．３以下（ただし、ガス流量は圧力０．１ＭＰａ換算での体積流量：以下、同じ）として、液体処理ノズルに水及び炭酸ガスを１パス又は循環供給すれば、炭酸ガスを水に対し溶解効率５０％以上にて溶解することができるのである。液体入口側の動水圧は０．３ＭＰａを超える高圧に設定することももちろん可能であり、溶解効率５０％以上は当然達成できるが、このような高い溶解効率を０．３ＭＰａ以下の低水圧でも実現できるところに、本発明の液体処理ノズルをあえて採用することの利点がある。
そして、液体処理ノズルに水／炭酸ガスの混相流を１パスしか供給しない場合でも、炭酸ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．６以上に設定すれば、液体出口側で得られる溶存炭酸濃度を６００ｐｐｍ以上とすることができる。炭酸ガスの溶解効率が高いので、溶解しきれなかった廃炭酸ガスの体積が少なく、ノズルから流出する水に炭酸ガスの粗大な気泡が吹き出しにくくなるので、シャワーヘッド等を接続したときの水流も静かであり、脈動等も生じにくい。
なお、炭酸ガスを溶解する場合、水としては、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を使用することもできる。炭酸ガスが効率よく溶解することで、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨ値が例えば４．３〜６前後の弱酸性に保たれ、殺菌や消毒に有効な解離状態の次亜塩素酸濃度を大幅に高めることができるとともに、炭酸特有のｐＨ緩衝作用によりｐＨ値の変動も小さくすることができる。例えば、従来行われていた塩酸や酢酸添加によるｐＨ調整方式よりも、ｐＨ値が４以下の低い値にアンダーシュートする現象が極めて生じにくくなり、有害な遊離塩素ガスの発生も抑えることができる。該効果を高める観点において、次亜塩素酸ナトリウム水溶液は、次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ以上１０００ｐｐｍ以下に調整されていることが望ましく、炭酸ガスの溶解濃度は２００ｐｐｍ以上１５００ｐｐｍ以下に調整されることが望ましい。次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ未満では消毒作用が不足し、１０００ｐｐｍを超えると次亜塩素酸ナトリウム水溶液のコストアップを招く。また、炭酸ガスの溶解濃度は２００ｐｐｍ以上１５００ｐｐｍ以下に調整されることで、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨ値を４．３〜６の、消毒効果が最適化されるｐＨ域に安定して維持することができる。
また、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を用いず、通常の水に先に炭酸ガスを本発明の方法により溶解し、追って次亜塩素酸ナトリウム水溶液を添加するようにしてもよい。このようにすると、特に液体処理ノズルの衝突部の材質に要求される耐化学薬品性を大幅に軽減することができる。この場合、本発明のガス溶解装置に対しては、液体処理ノズルから送出される炭酸ガスが溶解した水に対し、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を定量供給する次亜塩素酸ナトリウム水溶液供給部を設けることで、上記方式を実現可能である。
第二の事例は窒素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、窒素と水の混相流を供給するものとして構成される。ボイラー給水等の水処理分野では、水中の溶存酸素に起因するボイラーや配管の腐食を防止するために、水の脱酸素処理が行われており、その一つの方式として窒素式がある。窒素式脱酸素装置は、原水を窒素ガスと接触させることにより、つまり窒素ガスを溶解させることにより、原水中の溶存酸素を窒素と置換する形で除去するものである。本発明のガス溶解方法を利用した場合、ベンチュリ管エジェクタやスタティックミキサなどを用いた従来の方式と比較して、窒素ガスの溶解効率が高くなることにより、より少ない窒素ガス流量及び循環時間にて、原水の酸素濃度を低減することができる。
窒素溶解済みの水を再び大気に接触させると、大気中の酸素の再溶解が直ちに開始されるため、従来の方法により窒素溶解・脱酸素を行った場合は溶存酸素濃度の上昇速度はかなり早い。しかし、本発明の方法を用いた場合、導入した窒素は溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、気泡からの窒素の溶解が大気からの酸素の溶解を抑制する結果、低溶存酸素濃度状態を長期間保つことができるようになる。
標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための窒素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、窒素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パス供給するか循環供給することにより、水の溶存酸素濃度を１ｐｐｍ以下とすることができる。なお、循環供給するときのパス数とは、ポンプ循環の場合、ポンプ送液流量をＱＰ（Ｌ／分）、循環時間をＴ（分）、タンク内の水体積をＶ（Ｌ）としたき、ＱＰ×Ｔ／Ｖにて定義する．
第三の事例は酸素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、酸素と水の混相流を供給するものとして構成される。魚の飼育槽や、活魚（貝類も含む）を養生するための生簀、あるいは農業用水（特に、水耕栽培用水）においては、魚や植物が水中の溶存酸素を消費する結果、エアレーション等による酸素の恒常的な補給が必要であり、粗大気泡の浮上により無駄に消費される酸素量も大きい。本発明のガス溶解方法を利用した場合、ベンチュリ管エジェクタやスタティックミキサなどを用いた従来の方式と比較して、酸素ガスの溶解効率が高くなることにより、より少ない酸素ガス流量及び循環時間にて原水の溶存酸素濃度を顕著に上昇ないし維持させることができる。
用いるガスとしては純酸素を用いてもよいし、空気など窒素と酸素の混合ガスを用いてもよい。空気よりも高濃度の酸素ガスを供給すると、得られる水の溶存酸素濃度は常温常圧での大気平衡溶存濃度（約８ｐｐｍ）より高くすることができるし、これよりも酸素が欠乏した水を原水とする場合は、空気を溶解させることで溶存酸素濃度レベルを向上できるようになる。
大気平衡溶存濃度よりも高濃度に酸素を溶解した水を再び大気に接触させた場合は、大気平衡溶存濃度に減少するまで酸素の蒸発が進行する。また、水中で魚や貝を飼育ないし養生する場合は、これらの魚や貝により酸素が消費されて酸素濃度は、より急激に減少する。これらの場合、従来の方法により酸素溶解を行うと溶存酸素濃度の低下速度はかなり早い。しかし、また、本発明の方法を用いた場合、導入した酸素が溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、蒸発や消費により減耗する酸素が気泡から溶解する酸素により補われる結果、高溶存酸素濃度状態を長期間保つことができるようになる。また、酸素の溶解効率が高いので、酸素消費体が存在する場合も、高溶存酸素濃度状態を維持するために必要な酸素供給流量も大幅に削減することができる。
たとえば標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための酸素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、酸素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パスないし循環供給することにより、水の溶存酸素濃度を１０ｐｐｍ以上４０ｐｐｍ以下とすることができる。
第四の事例は水素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、水素と水の混相流を供給するものとして構成される。水中の溶存水素は顕著な還元性を示し、酸化防止効果や活性酸化種の不活性化効果を発揮し、飲用や摂取により生体内への取り込むことを前提とした製品も多数存在する。酸素や窒素と異なり、水素は水への飽和溶解度が低いばかりでなく、全ガスの中でも最も比重が小さいために、一旦溶解した水素の再蒸発が著しいため、高濃度の水素水を得るためには加圧溶解工程が必須であると考えられてきた。しかし、本発明のガス溶解方法を利用した場合、加圧を行わなくとも、液体処理ノズルを水と水素の混相流として通過させるだけで、高濃度の水素水を非常に簡便に得ることができる。また、本発明の方法を用いた場合、導入した水素が溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、蒸発により減耗する水素が気泡から溶解する水素により補われる結果、大気に開放した状態であっても、加圧により溶存水素のみを含有させた水素水と比較して、高溶存水素濃度状態を従来のたとえば数倍から数１０倍の長期間保つことができるようになる。
例えば標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための水素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、水素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パスないし循環供給することにより、水の溶存水素濃度を０．３ｐｐｍ以上１．８ｐｐｍ以下とすることができる。In order to solve the above problems, a liquid processing nozzle of the present invention includes a nozzle body in which a liquid channel is formed, and a partition that divides the liquid channel into an inflow chamber on the liquid inlet side and an outflow chamber on the liquid outlet side , A plurality of throttle holes that are formed through the partition wall and communicate with the inflow chamber and the outflow chamber through different paths, and protrude from the inner surface of the throttle hole, and have a circumferential ridge and a high flow velocity portion on the outer peripheral surface. And a processing core unit composed of a collision unit formed such that a plurality of valleys are alternately connected. The throttle hole has a diameter of a circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes, de and the length of the throttle hole is L, and the throttle hole aspect ratio defined by L / de is 3.5 or less. In the projection onto the plane orthogonal to the axis of the nozzle body, the distance T from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall to the inner peripheral edges of the plurality of throttle holes is the inner diameter of the throttle holes It is characterized by being arranged close to each other so as to be smaller than d.
Further, the liquid processing method of the present invention is characterized in that a liquid is supplied to the liquid inlet of the liquid processing nozzle of the present invention, and the liquid is brought into contact with the collision portion and flows out from the liquid outlet.
According to the present invention, when the liquid flow in the nozzle body collides with the collision part and detours downstream thereof, the liquid flow is increased in speed by being squeezed in the valley, causing severe cavitation. Stir the liquid vigorously while creating bubbles. In addition to this, a vortex generated when the high-speed flow bypasses the collision portion is added, and a very remarkable stirring region is formed in the vicinity of the collision portion and in the immediately downstream region. The decompression area where the bubbles are deposited is limited to the vicinity of the valley bottom around the collision part, and the high-speed liquid flow passes through the area almost instantaneously. As a result, the fine bubbles are efficiently generated.
In the liquid processing nozzle of the present invention, a partition portion is formed in the middle of the liquid flow path of the nozzle body, a plurality of throttle holes are provided in the partition portion, and a collision portion in which peaks and valleys are alternately formed That is, a collision portion for generating cavitation with the valley portion as a high flow velocity portion is disposed so as to protrude into each throttle hole. That is, in the
-When the thickness of the partition wall portion is increased and the length of the throttle hole itself having a small cross-sectional area is increased, even if the preceding and subsequent sections are aggregated as an inflow chamber or an outflow chamber, drift is likely to occur.
-If a plurality of throttle holes formed in the partition wall are formed in the outer peripheral region of the partition wall where the flow velocity is reduced by fluid friction with the inner wall of the tube, drift is likely to occur due to the influence of the decrease in the flow velocity.
Therefore, in order to prevent drift, conditions for suppressing the above two points are essential. In the present invention,
(1) The diameter of a circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes is de, the length of the throttle hole is L, and the throttle hole aspect ratio defined by L / de is set to 3.5 or less,
(2) To the extent that the distance (throttle hole displacement) T from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall to the inner periphery of the plurality of throttle holes is smaller than the inner diameter d of the throttle holes, Close the aperture around the reference point,
To solve the above problem.
That is, due to the requirement (1), the length of the branch section that causes the drift, that is, the length of the throttle hole in which the collision portion is arranged is sufficiently short, and according to the requirement (2), the throttle hole has a high flow velocity. Are gathered at the center of the partition wall, that is, all the throttle holes are gathered and arranged near the center of the partition wall. As a result, the reduction or non-uniformization of the flow velocity in the throttle hole is suppressed, and drift can be reliably prevented. That is, it is possible to achieve both a sufficient cavitation effect and a sufficient flow rate by forming a plurality of throttle holes having a collision portion, and each throttle hole satisfies the requirements (1) and (2). Thus, the drift between the plurality of throttle holes is effectively suppressed, and the generation of fine bubbles based on the cavitation effect can be stably continued.
Even if the throttle hole aspect ratio defined by L / de is 3.5 or less, or the throttle hole displacement T is smaller than the inner diameter d of the throttle hole, it is lost in the throttle hole. The generation efficiency of microbubbles is not sufficient due to the decrease in the flow velocity or the drift. The value of the aperture hole aspect ratio L / de is desirably 3 or less, and more desirably 2.5 or less. Further, the throttle hole displacement T is desirably 1/2 or less of the inner diameter d of the throttle hole.
In addition, from the viewpoint of suppressing flow loss in the throttle hole and preventing drift, the value of the throttle hole aspect ratio defined by L / de is a space required for arranging the collision portion. It can be said that it is desirable to set it as small as possible within the range that can be secured on the inner surface of the throttle hole (as will be described later, when the inner surfaces of the inflow chamber and the outflow chamber are tapered surfaces that are reduced in diameter toward the partition wall, There may be a configuration in which the tapered surface is directly connected and the collision portion is formed at the coupling position, but the length of the throttle hole in this case is defined as the outer diameter at the protruding proximal end position of the collision portion). Further, the value of the throttle hole displacement T is preferably set as small as possible from the viewpoint of increasing the flow velocity in the throttle hole. For example, when two throttle holes are in contact with each other or connected at the center of the partition wall, Does not prevent it from becoming zero.
Hereinafter, the necessary definitions for clarifying the concept of the geometric elements constituting the liquid processing nozzle of the present invention will be listed.
(Definition 1) The throttle hole may be a hole having a uniform cross section in the flow axis direction or a hole having a non-uniform cross section that is reduced in diameter in the middle portion. In this specification, “the axial cross-sectional area of the throttle hole” means an axial cross-sectional area at a position where the value is the smallest in the flow axis direction.
(Definition 2) Although the axial cross-sectional shape of the aperture is preferably circular, for example, an elliptical or regular polygonal shape (square, regular hexagon, regular octagon, etc.) is possible as long as no excessive loss occurs. is there. At this time, the inner diameter d of the throttle hole means the diameter of a circle having an area equivalent to the axial cross-sectional area of the throttle hole defined in
(Definition 3) The center position of the projection region of the partition wall means the center when the projection region is circular. However, the projected area of the partition wall is allowed to be a regular polygonal shape or an elliptical shape from the concept of the invention. In this case, the geometric gravity center position of the projected area is determined as the center position.
A liquid processing nozzle having a partition wall similar to that of the present invention and having a plurality of throttle holes formed therein is also disclosed in, for example, Japanese Patent Publication No. 2 of
It is clear that the configuration of
In the liquid processing nozzle of the present invention in which the throttle hole aspect ratio L / de is 3.5 or less and the throttle hole displacement T is smaller than the inner diameter d of the throttle hole, the liquid outlet side is opened and the dynamic pressure is zero at the liquid inlet. The total cross-sectional area in the processing core part of the throttle liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part, where Q is the flow rate of water flowing out from the liquid outlet when water is circulated to 1 MPa It is also easy to secure a water flux Q / S of 0.5 L · mm 2 / min or more with Se as the value. This means that when the total cross-sectional area of the throttle liquid circulation part is the same at the same supply water pressure, a flow rate of 1.5 times or more that of the nozzle of
A plurality of ridges formed in the collision portion can be integrally formed in a spiral shape. In this way, the formation of the peak is facilitated, and the peak is inclined with respect to the flow, so that the flow component crossing the ridge line of the peak increases, and the turbulent flow generation effect accompanying flow separation becomes significant. As a result, the bubbles can be further miniaturized. In this case, if the collision part is formed with a screw member whose leg end side protrudes into the flow path, the thread formed on the outer peripheral surface of the leg part of the screw member can be used as a peak part, and manufactured. Is easy. In the case of the liquid processing nozzle of the present invention, for example, if the number of throttle holes formed in the core part is 2 to 4 and the total cross-sectional area of the throttle liquid circulation part is 13 mm 2 or more and 25 mm 2 or less, the liquid treatment nozzle moves to the liquid inlet. When water is circulated so that the pressure becomes 0.1 MPa, it is possible to obtain 7 L / min or more and 20 L / min or less at a flow rate measured by opening the liquid outlet. That is, when the supply water pressure at the general water pressure level is assumed, it is possible to secure a larger flow rate than the nozzles disclosed in any of
In the liquid processing nozzle of the present invention, the length of the section located downstream from the collision portion of the throttle hole (hereinafter referred to as the remaining section) is Lp, and the diameter of the circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes is de , The remaining section aspect ratio defined by Lp / de is preferably set to 1.0 or less. Thereby, the passage distance of the remaining section of the throttle hole having a large fluid resistance of the flow including the precipitated bubbles is shortened until the liquid that has passed through the collision portion in the plurality of throttle holes merges in the outflow chamber, As a result, the strong stirring region generated downstream of the collision part of each throttle hole is also integrated in the outflow chamber, and the effect of miniaturizing the bubbles is further enhanced.
Further, in the liquid processing nozzle of the present invention, with respect to the throttle hole, it is possible to further embody the requirement that the throttle hole is disposed near the center of the partition wall (around the reference point) as follows. That is, in the projection onto the plane orthogonal to the axis of the nozzle body, when St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner periphery of the plurality of throttle holes and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes, K≡Sr / St The aperture hole aggregation rate K defined as follows is 0.2 or more. For example, in the case of a set of a plurality of throttle holes having the same size and the same number of formations, the circumscribed circle area increases as the throttle hole displacement T increases. Therefore, the throttle hole concentration ratio K can be a parameter representing the concentration degree of the throttle holes in the central region of the partition wall, and by setting the K to 0.2 or more, the drift suppression effect becomes more remarkable, and the generation of fine bubbles Contributes to further improvement in efficiency and gas dissolution efficiency. For example, in the case of the nozzle of
The “circumscribed circle” is defined as a circle circumscribing all of the inner peripheral edges of the plurality of aperture holes (minimum diameter portions) in the projection. If the circle circumscribing the inner periphery of all the apertures cannot be drawn geometrically, “the largest circle that circumscribes the inner periphery of one or more apertures and does not intersect the inner periphery of the remaining apertures. ".
The area St of the circumscribed circle is desirably 90% or more of the projected area of the partition wall. Thereby, the area of the flow blocking region formed outside the throttle hole in the partition wall can be reduced, and the flow stagnation and the loss due to the vortex generated in these regions can be reduced. When the circumscribed circle diameter with respect to the throttle hole is narrower than the opening diameter of the liquid inlet, the projected area of the partition wall is set to 90% or more, and the inner peripheral surface of the inflow chamber following the liquid inlet is defined as the partition wall. It is effective to use a tapered surface that decreases in diameter toward the surface. The area St of the circumscribed circle can be made equal to the projected area of the partition wall.
Four liquid processing nozzles are arranged in each of the plurality of throttle holes in the processing core part in a cross shape in which the collision part surrounds the hole center axis in projection onto a plane orthogonal to the axis of the nozzle body. It can be set as the structure by which the liquid distribution | circulation gap was formed in the center position of the cross which an collision part forms. By disposing the collision part in a cross shape, the number of troughs in the throttle hole that becomes a high flow rate part (cavitation point) can be increased. In addition, if the liquid circulation gap is formed at the center position of the cross, the flow at the center of the cross section (central flow), which has the highest flow velocity, is less likely to be hindered by the formation of the liquid circulation gap. The flux toward the located valley is less likely to be disturbed by the collision and detour of the central flow. As a result, it is possible to further increase the cavitation generation efficiency in the throttle hole, and hence the generation of fine bubbles and the gas dissolution efficiency described later. The above-mentioned effect due to the formation of the liquid flow gap is particularly remarkable when the front end surface forming the liquid flow gaps of the four collision parts is formed flat and the liquid flow gap is formed in a square shape in the above-described projection. is there.
A set of cross-shaped collision portions formed in the respective restriction holes can be easily formed by four screw members that are screwed so that the tip protrudes into the restriction hole from the wall outer peripheral surface side of the nozzle body. However, if you try to screw as many as four screw members from the outside of the nozzle body into each of a plurality of throttle holes, mistaken geometrical layout may cause interference between the screws, or to a certain throttle hole. There is a problem that the screwed screw member penetrates through another throttle hole. As a result of investigations by the present inventors, when the collision part is formed by the screw part screwed into the throttle hole from the wall part outer peripheral surface side of the nozzle body, the throttle hole is formed in the central region of the partition wall part without causing such a problem. As a configuration in which they are formed close to each other, it is found that it is optimal to form the throttle hole in the processing core portion with any one of 2 to 4 in a symmetrical relationship with respect to the central axis of the liquid channel. It was. In order to avoid the interference of the above-described screw members, it is appropriate that the set of four screw members incorporated in each throttle hole is disposed at a position shifted from each other in the axial direction between the throttle holes. From the viewpoint of suppressing drift and flow loss, the number of throttle holes arranged in this case is preferably 2 to 3, and is optimally 2 in consideration of the ease of nozzle fabrication.
It is also possible to arrange a plurality of collision parts in the same throttle hole at positions shifted from each other in the axial direction (flow direction) of the throttle hole. In this way, a plurality of collision parts can be provided in the flow direction, and the flow can be repeatedly brought into contact with the valleys serving as cavitation points. This contributes to further improvement in the generation efficiency of fine bubbles and the gas dissolution efficiency described later.
Next, the gas dissolving method of the present invention is characterized in that a mixed phase flow of liquid and gas is supplied to the collision portion of the liquid processing nozzle of the present invention, and the gas is discharged from the liquid outlet in a state of being dissolved in the liquid. To do. The gas dissolving apparatus of the present invention includes the liquid processing nozzle of the present invention, and a multiphase flow supply means for supplying a multiphase flow of liquid and gas to a collision portion of the liquid processing nozzle, and converts the gas into a liquid. It is characterized by being allowed to flow out from the liquid outlet in a dissolved state.
When the liquid is supplied to the liquid processing nozzle of the present invention, a very remarkable strong stirring region is formed around the collision portion and in the immediately downstream region. Bubbles generated by cavitation do not grow so much and are caught in the strong stirring region, and fine bubbles are efficiently generated. At this time, if a gas is positively introduced from the outside into the liquid to be supplied and supplied to the processing core as a mixed phase flow of the liquid and the gas, the gas forming the mixed phase is caught in the strong stirring region downstream of the collision portion. Thus, mixing with the liquid proceeds remarkably, and gas dissolution can be performed very efficiently.
As described above, one of the major factors for the formation of a strong stirring region in the downstream region of the collision part is the gas dissolved in the liquid to be supplied (Note: the gas introduced from the outside to create a multiphase flow, (It may also include those once dissolved). In the strong stirring region generated in the downstream region of the collision part as a result of the decompression boiling of the dissolved gas, the stirring / dissolution of the gas introduced from the outside proceeds on a scale exceeding the amount of gas impaired by the boiling under reduced pressure. In addition, the gas that could not be dissolved in the liquid remains in the liquid as microbubbles with a very low ascending speed, and various known effects peculiar to microbubbles (for example, cleaning effect, liquid permeability promoting effect, etc.) However, there is also an advantage that is exhibited according to the type of gas. In addition, since the same gas coexists in the liquid in the form of both dissolved gas and fine bubbles, when exposed to an atmosphere that does not have the partial pressure of the gas, compared to a liquid in which only the dissolved gas exists The decrease rate of the apparent dissolved gas concentration is lowered and the high concentration state is maintained for a longer time. This is due to the fact that the gas in the fine bubbles elutes into the surrounding liquid, not the evaporation rate of the dissolved gas decreases. As a result, when the liquid is provided for the purpose of requiring a dissolved gas concentration of a certain level or more in an open atmosphere, there is an advantage that the life of maintaining the high concentration can be extended. And the above-mentioned drift suppression effect in the liquid processing nozzle of the present invention exhibits a greater technical significance when it is used for gas dissolution as described above.
To explain in order, first, when the throttle hole disclosed in the above-mentioned patent document supplies a multiphase flow to a single nozzle, the supply volume ratio of gas to liquid cannot be taken so large, and as a result, the amount of dissolved gas Must be lowered. This is because, when the gas supply volume ratio becomes excessive, contact with the gas phase becomes dominant when the multiphase flow passes through the collision part, so that the flow around the collision part is held up by excess gas. As a result, the contact period between the liquid phase and the collision portion becomes extremely short, and cavitation that becomes a driving force for forming a strong stirring region for dissolving the gas does not occur sufficiently.
39. As in the reference example shown in FIG. 39 and the configuration of Patent Document 9 (FIG. 40), if a multi-phase flow passage is branched into a plurality of portions and a collision portion is provided for each of them, one branch flow passage is provided. Even if hold-up occurs due to gas drift, the liquid phase flow rate can be ensured by using the remaining branch flow path as a bypass path, and gas dissolution can be continued. However, in these configurations, even when only the liquid phase flow is used, it is easy to cause a drift as described above. Therefore, when a mixed phase flow with a gas phase having a specific gravity smaller than that of the liquid phase occurs, the gas phase to be levitated and separated is more intense. A drift occurs, and the gas phase flow concentrates on a part of the branch flow path, so that the hold-up is likely to occur. As a result, most of the gas phase flows into the branch flow path on the hold-up side where the stirring and dissolving ability is lowered, and the gas dissolving efficiency is not improved as expected after all.
However, in the liquid processing nozzle of the present invention, the throttle hole aspect ratio formed in the partition wall is set to 3.5 or less, and the vicinity of the center of the partition wall (reference) so that the throttle hole displacement is smaller than the inner diameter d of the throttle hole. The gas phase drift is effectively suppressed and the collision part hold-up due to the gas phase drift concentration is less likely to occur, and the gas dissolution efficiency (or microbubble generation efficiency) is improved. It can be dramatically improved.
In addition, setting the length Lp of the remaining section located downstream from the collision portion of the throttle hole so that the above-mentioned remaining section aspect ratio is 1.0 or less is more effective in gas dissolution. Become. That is, even if the gas phase is slightly biased to some throttle holes, the remaining section length Lp is small, so that a remaining throttle hole where the gas phase does not concentrate is formed downstream of the collision portion. It is possible to quickly lead to a strong stirring region. In other words, even if the gas is biased in a part of the throttle hole and the cavitation effect in the throttle hole, and thus the ability to form the strong stirring region, is reduced, the strong stirring region of another throttle hole having a healthy cavitation effect is generated in the outflow chamber. Since it can be shared, more efficient gas dissolution and pulverization becomes possible. At this time, by setting the inner peripheral surface of the outflow chamber as a tapered surface that expands toward the liquid outlet, the strong stirring region formed by the individual throttle holes can be smoothly combined without loss in the outflow chamber. Can do.
The remaining section Lp of the throttle hole is desirably as small as possible in order to more efficiently combine the strong stirring regions of the individual throttle holes in the outflow chamber, and therefore the remaining section aspect ratio Lp / de is desirably as small as possible. Ideally it should be zero.
In the gas dissolving method of the present invention, as a method of supplying a multiphase flow to the collision part of the liquid processing nozzle, a method of allowing gas to flow upstream from the collision part into the throttle hole of the liquid processing nozzle can be adopted. In this method, the gas to be dissolved can be sucked in at a relatively low pressure due to the vacuum suction effect due to the venturi effect in the throttle hole, and the gas bubbles introduced from the gas supply near the collision part There is an advantage that it is pulverized quickly and the dissolution efficiency is easily improved. In this case, as a configuration of the liquid processing nozzle to be used, a gas introduction hole that opens to the outer peripheral surface of the nozzle body and communicates with the throttle hole upstream of at least one of the plurality of collision portions is provided in the nozzle body. The formed one can be used. If a gas supply pipe is connected to the inlet of the gas introduction hole on the outer peripheral surface side of the nozzle, the gas to be dissolved can be easily introduced into the throttle hole. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving device of the present invention is configured to include a liquid supply unit that supplies liquid to the liquid inlet of the liquid processing nozzle and a gas supply unit that supplies gas to the gas introduction hole. Just keep it.
At this time, the gas introduction holes may be formed in all of the plurality of throttle holes, and the gas may be distributed and supplied to all the throttle holes. ) Only. In the latter configuration, the gas is biased and supplied to the throttle hole provided with the gas introduction hole, but since the liquid is supplied to the remaining throttle hole at a sufficient flow rate, the gas was introduced from the gas introduction hole. The gas can be sufficiently dissolved and pulverized in the outflow chamber where the strong stirring regions from the respective throttle holes are united. This effect is particularly remarkable when the remaining section aspect ratio of the aperture is set to 1.0 or less as described above.
In the gas dissolution method of the present invention, a method may be adopted in which gas is allowed to flow in the inflow chamber of the liquid processing nozzle upstream of the throttle hole or on the liquid supply path upstream of the liquid inlet of the liquid processing nozzle. Good. In this method, since the reduced pressure suction effect at the throttle portion cannot be used when supplying the gas, it is necessary to slightly increase the gas supply pressure, but there is an advantage that the gas is easily supplied uniformly to each throttle hole of the liquid processing nozzle. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention includes a liquid supply unit that supplies liquid to the liquid inlet of the liquid processing nozzle, and a gas that includes a gas supply nozzle independent of the nozzle body connected to the liquid inlet. What is necessary is just to comprise as a thing provided with a supply part.
Since the gas dissolution method of the present invention is excellent in gas dissolution efficiency, the simplest method is to dissolve the gas while flowing the liquid through the liquid processing nozzle for only one pass. In this case, the multiphase flow supply means (specifically, the liquid supply unit) of the gas dissolving apparatus of the present invention includes a liquid supply pipe connection unit for connecting a liquid supply pipe connected to an external liquid supply source, From the liquid outlet of the liquid processing nozzle, the gas-dissolved liquid obtained by dissolving the gas in one pass by the liquid processing nozzle is allowed to flow out, and a gas-dissolved liquid discharge pipe is connected to the liquid outlet side. For this purpose, a liquid discharge pipe connecting portion for the above may be provided. Even in such a simple one-pass melting apparatus, by using the liquid processing nozzle of the present invention, various gases can be dissolved at a much higher concentration than the conventional nozzle. On the other hand, it is also possible to dissolve the gas flowing out from the nozzle while circulating it back to the nozzle via a pump. As a result, the gas can be dissolved at a higher concentration, and the amount of gas coexisting in the liquid as fine bubbles can be remarkably increased. In this case, the multiphase flow supply means (specifically, the liquid supply unit) of the gas dissolving apparatus includes a circulation pipe that returns from the liquid storage part that stores the liquid to the liquid storage part via the liquid processing nozzle, and the circulation pipe. A liquid feed pump that circulates and feeds the liquid in the liquid storage part in a form that circulates the liquid processing nozzle while mixing with the gas from the gas supply part and then returns to the liquid storage part can be provided.
In the gas dissolving method of the present invention, the type of the liquid in which the gas is dissolved is not particularly limited. However, as already mentioned, water (including an aqueous solution and a colloidal solution containing water as a solvent) is used. it can. In addition to water, it is an organic liquid such as alcohol (and a diluted product thereof) and fossil fuel (gasoline, light oil, heavy oil, etc.). On the other hand, the type of gas to be dissolved is not limited in the same manner, but may be, for example, oxygen, nitrogen, carbon dioxide, hydrogen, ozone, chlorine, argon, helium, etc., and may be two or more mixed gases selected from them. .
Hereinafter, in the case where the liquid is water, the contents of the embodiment in which the gas dissolving method of the present invention can exert a remarkable effect will be described. The first case is when carbon dioxide is dissolved. In this case, the mixed phase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a mixed phase flow of carbon dioxide gas and water.
Carbon dioxide has a very high solubility in water, and the saturation solubility at 1 atm (normal pressure: 0.1 MPa) in the case of 20 ° C. water reaches 1800 ppm. For example, in order to obtain high-concentration carbonated water exceeding 500 ppm under normal pressure, carbon dioxide gas exceeding 30% of the volume of water must be dissolved at room temperature. However, a gas dissolution unit using a carbon dioxide separation membrane is very expensive and has a short life. Further, in the conventional gas-liquid mixing method using an ejector or the like, the dissolution efficiency of carbon dioxide gas is low, and it is very difficult to dissolve carbon dioxide gas exceeding 30% of the volume flow rate of water in one pass. However, the liquid treatment nozzle of the present invention can easily supply even a single pass with a water pressure of about 0.1 MPa or a carbon dioxide gas of about 30% of the volume of water simply by supplying a mixed phase flow of carbon dioxide and water to the nozzle. Demonstrate the ability to dissolve.
The liquid processing nozzle of the present invention is defined by K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of apertures and Sr is the total area of the projection areas of the apertures in the above projection. When the squeezed hole concentration ratio K is 0.2 or more, the water flowing out from the liquid outlet when the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm 2 / when the flow rate is Q and the total cross-sectional area of the processing core portion of the throttle liquid circulation portion formed between the inner surface of the throttle hole and the collision portion is Se. (Hereinafter, the liquid processing nozzle of the present invention configured as described above is referred to as a “standard configuration liquid processing nozzle”. The flow rate of carbon dioxide gas for forming a multiphase flow is Q1, and the flow rate of water is Q2. When the hydraulic pressure on the liquid inlet side is 0.01 A liquid processing nozzle with a carbon dioxide gas / water flow rate ratio Q1 / Q2 of 0.1 to 1.3 MPa (however, the gas flow rate is a volumetric flow rate converted to a pressure of 0.1 MPa: the same applies hereinafter). If the water and carbon dioxide gas are supplied to the water in one pass or circulation, the carbon dioxide gas can be dissolved in water with a dissolution efficiency of 50% or more.The dynamic water pressure on the liquid inlet side is set to a high pressure exceeding 0.3 MPa. Of course, a dissolution efficiency of 50% or more can naturally be achieved, but the liquid treatment nozzle of the present invention should be used in a place where such a high dissolution efficiency can be realized even at a low water pressure of 0.3 MPa or less. There are advantages.
Even when only one path of the water / carbon dioxide mixed phase flow is supplied to the liquid treatment nozzle, the dissolved carbon dioxide concentration obtained on the liquid outlet side can be obtained by setting the carbon dioxide / water flow ratio Q1 / Q2 to 0.6 or more. Can be 600 ppm or more. Since the dissolution efficiency of carbon dioxide is high, the volume of waste carbon dioxide that could not be completely dissolved is small, and coarse bubbles of carbon dioxide are difficult to blow out into the water flowing out of the nozzle, so the water flow when connecting a shower head etc. It is quiet and hardly pulsates.
In the case where carbon dioxide gas is dissolved, an aqueous sodium hypochlorite solution can also be used as water. Efficient dissolution of carbon dioxide keeps the pH value of the sodium hypochlorite aqueous solution weakly acidic, for example, around 4.3 to 6, greatly increasing the concentration of hypochlorous acid in a dissociated state effective for sterilization and disinfection. In addition, the fluctuation of the pH value can be reduced by the pH buffering action specific to carbonic acid. For example, the phenomenon of undershooting to a low pH value of 4 or less is much less likely to occur than in the conventional pH adjustment method using hydrochloric acid or acetic acid, and generation of harmful free chlorine gas can be suppressed. From the viewpoint of enhancing the effect, it is desirable that the sodium hypochlorite aqueous solution is adjusted to have a hypochlorite ion concentration of 10 ppm to 1000 ppm, and the dissolved concentration of carbon dioxide gas is adjusted to 200 ppm to 1500 ppm. Is desirable. When the hypochlorite ion concentration is less than 10 ppm, the disinfection action is insufficient, and when it exceeds 1000 ppm, the cost of the sodium hypochlorite aqueous solution is increased. In addition, by adjusting the dissolution concentration of carbon dioxide to 200 ppm or more and 1500 ppm or less, the pH value of the sodium hypochlorite aqueous solution is stably maintained in the pH range of 4.3 to 6 where the disinfection effect is optimized. can do.
Further, without using a sodium hypochlorite aqueous solution, carbon dioxide gas may be dissolved in normal water by the method of the present invention, and a sodium hypochlorite aqueous solution may be added later. In this way, the chemical resistance required especially for the material of the collision part of the liquid processing nozzle can be greatly reduced. In this case, the gas dissolving apparatus of the present invention is provided with a sodium hypochlorite aqueous solution supply unit for quantitatively supplying a sodium hypochlorite aqueous solution to the water in which the carbon dioxide gas delivered from the liquid processing nozzle is dissolved. Thus, the above method can be realized.
The second case is when nitrogen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of nitrogen and water. In the field of water treatment such as boiler water supply, water is deoxygenated in order to prevent corrosion of boilers and piping caused by dissolved oxygen in the water, and one method is nitrogen. The nitrogen-type deoxygenation device removes dissolved oxygen in the raw water by replacing the raw water with nitrogen gas, that is, by dissolving the nitrogen gas. When using the gas dissolution method of the present invention, compared with the conventional method using a venturi tube ejector, a static mixer, etc., the nitrogen gas has a higher melting efficiency, thereby reducing the nitrogen gas flow rate and the circulation time. The oxygen concentration of raw water can be reduced.
When the nitrogen-dissolved water is brought into contact with the atmosphere again, the re-dissolution of oxygen in the atmosphere starts immediately. Therefore, when the conventional method is used to dissolve and deoxygenate nitrogen, the rate of increase in dissolved oxygen concentration is quite fast. . However, when the method of the present invention is used, the introduced nitrogen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, and the dissolution of nitrogen from the bubbles is caused by oxygen from the atmosphere. As a result, the low dissolved oxygen concentration state can be maintained for a long time.
When a liquid treatment nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa or less when the nitrogen flow rate for forming the multiphase flow having the above configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. The dissolved oxygen concentration of water can be reduced to 1 ppm or less by supplying the nitrogen / water flow rate ratio Q1 / Q2 to 0.1 or more and 0.3 or less and supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulating supply. In the case of pump circulation, the number of passes for circulating supply means that the pump liquid flow rate is QP (L / min), the circulation time is T (min), and the water volume in the tank is V (L). QP × T / V.
The third case is when oxygen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of oxygen and water. In fish breeding tanks, ginger for curing live fish (including shellfish), or agricultural water (especially water for hydroponic cultivation), fish and plants consume dissolved oxygen in the water, resulting in oxygen constancy Replenishment is necessary, and the amount of oxygen consumed unnecessarily by the rise of coarse bubbles is large. When the gas dissolution method of the present invention is used, the oxygen gas dissolution efficiency becomes higher compared to the conventional method using a venturi tube ejector, a static mixer, etc., thereby reducing the oxygen gas flow rate and the circulation time. The dissolved oxygen concentration of the raw water can be significantly increased or maintained.
As the gas to be used, pure oxygen may be used, or a mixed gas of nitrogen and oxygen such as air may be used. If oxygen gas with a higher concentration than air is supplied, the dissolved oxygen concentration of the resulting water can be made higher than the atmospheric equilibrium dissolved concentration (about 8 ppm) at room temperature and normal pressure. In the case of raw water, dissolved oxygen concentration level can be improved by dissolving air.
When water in which oxygen is dissolved at a concentration higher than the atmospheric equilibrium dissolved concentration is brought into contact with the atmosphere again, the evaporation of oxygen proceeds until the concentration decreases to the atmospheric equilibrium dissolved concentration. Further, when fish or shellfish are bred or cured in water, oxygen is consumed by these fish and shellfish and the oxygen concentration decreases more rapidly. In these cases, when oxygen is dissolved by the conventional method, the rate of decrease in the dissolved oxygen concentration is considerably fast. However, when the method of the present invention is used, the introduced oxygen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, and oxygen depleted by evaporation or consumption is bubbled. As a result of being supplemented with dissolved oxygen, a high dissolved oxygen concentration state can be maintained for a long period of time. In addition, since the oxygen dissolution efficiency is high, the oxygen supply flow rate required to maintain a high dissolved oxygen concentration state can be greatly reduced even when an oxygen consumer is present.
For example, when a liquid processing nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa when the oxygen flow rate for forming the multiphase flow having the above configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. Hereinafter, the oxygen / water flow ratio Q1 / Q2 is set to 0.1 or more and 0.3 or less, and the dissolved oxygen concentration of water can be set to 10 ppm or more and 40 ppm or less by supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulation.
The fourth case is when hydrogen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of hydrogen and water. Dissolved hydrogen in water exhibits remarkable reducibility, exhibits an antioxidant effect and an inactivating effect of active oxidative species, and there are many products that are presumed to be taken into the body by drinking or ingestion. Unlike oxygen and nitrogen, hydrogen not only has a low saturation solubility in water, but also has the lowest specific gravity among all gases, so the re-evaporation of dissolved hydrogen is significant, so that high-concentration hydrogen water can be obtained. It has been considered that a pressure dissolution process is essential. However, when the gas dissolution method of the present invention is used, high-concentration hydrogen water can be obtained very simply by passing the liquid treatment nozzle as a mixed phase flow of water and hydrogen without performing pressurization. . In addition, when the method of the present invention is used, the introduced hydrogen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, so that hydrogen depleted by evaporation dissolves from the bubbles. As a result, even in a state open to the atmosphere, compared to hydrogen water containing only dissolved hydrogen by pressurization, the high dissolved hydrogen concentration state is, for example, several times to several tens of times longer than conventional. Will be able to keep.
For example, when a liquid processing nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa when the hydrogen flow rate for forming the multiphase flow having the above-described configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. Hereinafter, the hydrogen / water flow ratio Q1 / Q2 is set to 0.1 or more and 0.3 or less, and the dissolved hydrogen concentration of water is set to 0.3 ppm or more and 1.8 ppm or less by supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulation. Can do.
本発明の作用及び効果の詳細については、「課題を解決するための手段」の欄にすでに記載したので、ここでは繰り返さない。 Since the details of the operation and effect of the present invention have already been described in the section of “Means for Solving the Problems”, they will not be repeated here.
図１は、本発明の液体処理ノズルの一実施形態を示す横断面を、そのＡ矢視拡大とともに示す図である。
図２は、図１の液体処理ノズルの処理コア部の詳細を示す断面図である。
図３は、図２の一つの絞り孔における、衝突部となるねじ部材の配置形態を実体的に描いた拡大図である。
図４は、図３の変形例を示す拡大図である。
図５は、図２の処理コア部におけるねじ部材の流れ軸線方向の配置を拡大示す図である。
図６は、図５の変形配置例を示す図である。
図７は、衝突部における山部と谷部の作用説明図である。
図８は、衝突部の作用を示す平面図である。
図９は、図１の液体処理ノズルを用いた液体処理方法の作用説明図である。
図１０は、比較例のノズルによる液体処理方法の作用説明図である。
図１１は、処理コア部において、複数の絞り孔の一部を重ねて一体化した実施形態を示す図である。
図１２は、図１の液体処理ノズルの各絞り孔の４つのねじ部材を同一平面上に配置する変形例を示す図である。
図１３は、処理コア部において、３つの絞り孔を形成する例を示す模式図である。
図１４は、衝突部とノズル本体を射出成型により一体形成する場合の変形例を示す図である。
図１５は、絞り孔を４つとし、衝突部となるねじ部材を各絞り孔に１本のみ配置する変形例を示す図である。
図１６は、図２の処理コア部におけるねじ部材の配置の変形例を示す図である。
図１７は、衝突部の全周に山部を形成しない例を示す図である。
図１８は、本発明の液体処理ノズルをシャワーホースの途上に組み込む例を示す模式図である。
図１９は、本発明の液体処理ノズルをトイレの便器洗浄に利用する例を示す模式図である。
図２０は、ガス導入孔を設けた液体処理ノズルの実例を示す図である。
図２１は、図２０のノズルの両端に継手を接続した様子を示す図である。
図２２は、本発明の液体処理ノズルを用いたガス溶解方法の作用説明図である。
図２３は、図２０の液体処理ノズルからガス導入孔を省略した変形例を示す図である。
図２４は、図２３のノズルを用いて、ノズル上流側でガス導入して本発明のガス溶解方法を実施するときの作用説明図である。
図２５は、同じく別の作用説明図である。
図２６は、図２０の液体処理ノズルを用いたガス溶解装置の例を示す断面図である。
図２７は、図２６のガス溶解装置の使用方法の一例を示す模式図である。
図２８は、図２４の液体処理ノズルを用いたガス溶解装置の一例を示す断面図である。
図２９は、図１の液体処理ノズルを用い、１パスで水素溶解を行うようにしたガス溶解装置の例を示す模式図である。
図３０は、図２６のガス溶解装置に送液ポンプを組み込んだ例を示す断面図である。
図３１は、図３０のガス溶解装置の使用方法の一例を示す模式図である。
図３２は、図１の液体処理ノズルを用い、液をポンプ循環しながらガス溶解を行うようにした装置の例を示す模式図である。
図３３は、図３２の装置を、オゾン溶解が可能となるように変形した例を示す模式図である。
図３４は、図３０のガス溶解装置に、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を定量供給できる機構を追加した例を示す断面図である。
図３５は、実施例２の炭酸ガス溶解の結果を示す第一のグラフである。
図３６は、同じく第二のグラフである。
図３７は、実施例２の水素ガス溶解の結果を示す第一のグラフである。
図３８は、同じく第二のグラフである。
図３９は、従来の液体処理ノズルユニットの例を示す図である。
図４０は、従来の液体処理ノズルの例を示す図である。FIG. 1 is a view showing a transverse section showing an embodiment of the liquid processing nozzle of the present invention together with an enlarged view of arrow A. FIG.
FIG. 2 is a cross-sectional view showing details of a processing core portion of the liquid processing nozzle of FIG.
FIG. 3 is an enlarged view substantially showing an arrangement form of the screw members serving as the collision portions in one throttle hole of FIG.
FIG. 4 is an enlarged view showing a modification of FIG.
FIG. 5 is an enlarged view of the arrangement in the flow axis direction of the screw member in the processing core portion of FIG.
FIG. 6 is a diagram showing a modified arrangement example of FIG.
FIG. 7 is an explanatory diagram of the action of the peaks and valleys in the collision part.
FIG. 8 is a plan view showing the operation of the collision portion.
FIG. 9 is an operation explanatory diagram of a liquid processing method using the liquid processing nozzle of FIG.
FIG. 10 is an explanatory diagram of the operation of the liquid processing method using the nozzles of the comparative example.
FIG. 11 is a diagram showing an embodiment in which a plurality of throttle holes are partially overlapped and integrated in the processing core portion.
FIG. 12 is a view showing a modification in which four screw members of each throttle hole of the liquid processing nozzle of FIG. 1 are arranged on the same plane.
FIG. 13 is a schematic diagram illustrating an example in which three throttle holes are formed in the processing core portion.
FIG. 14 is a view showing a modification in the case where the collision portion and the nozzle body are integrally formed by injection molding.
FIG. 15 is a diagram showing a modification in which four throttle holes are provided and only one screw member serving as a collision portion is disposed in each throttle hole.
FIG. 16 is a view showing a modification of the arrangement of the screw members in the processing core portion of FIG.
FIG. 17 is a diagram illustrating an example in which no crest is formed on the entire circumference of the collision portion.
FIG. 18 is a schematic view showing an example in which the liquid processing nozzle of the present invention is incorporated in the middle of a shower hose.
FIG. 19 is a schematic view showing an example in which the liquid treatment nozzle of the present invention is used for toilet flushing of a toilet.
FIG. 20 is a diagram illustrating an example of a liquid processing nozzle provided with a gas introduction hole.
FIG. 21 is a diagram illustrating a state in which joints are connected to both ends of the nozzle of FIG. 20.
FIG. 22 is an operation explanatory view of a gas dissolving method using the liquid processing nozzle of the present invention.
FIG. 23 is a view showing a modification in which the gas introduction hole is omitted from the liquid processing nozzle of FIG.
FIG. 24 is an explanatory view of the operation when the gas dissolving method of the present invention is carried out by introducing the gas upstream of the nozzle using the nozzle of FIG.
FIG. 25 is another explanatory diagram of the operation.
FIG. 26 is a cross-sectional view showing an example of a gas dissolving apparatus using the liquid processing nozzle of FIG.
FIG. 27 is a schematic view showing an example of a method of using the gas dissolving apparatus of FIG.
FIG. 28 is a cross-sectional view showing an example of a gas dissolving apparatus using the liquid processing nozzle of FIG.
FIG. 29 is a schematic diagram showing an example of a gas dissolving apparatus in which the liquid processing nozzle of FIG. 1 is used to perform hydrogen dissolution in one pass.
30 is a cross-sectional view showing an example in which a liquid feed pump is incorporated in the gas dissolving apparatus of FIG.
FIG. 31 is a schematic view showing an example of a method of using the gas dissolving apparatus of FIG.
FIG. 32 is a schematic view showing an example of an apparatus in which the liquid treatment nozzle of FIG. 1 is used to perform gas dissolution while pumping liquid.
FIG. 33 is a schematic diagram showing an example in which the apparatus of FIG. 32 is modified so that ozone can be dissolved.
FIG. 34 is a cross-sectional view showing an example in which a mechanism capable of quantitatively supplying a sodium hypochlorite aqueous solution is added to the gas dissolving apparatus of FIG.
FIG. 35 is a first graph showing the result of carbon dioxide dissolution in Example 2.
FIG. 36 is also a second graph.
FIG. 37 is a first graph showing the results of hydrogen gas dissolution in Example 2.
FIG. 38 is also a second graph.
FIG. 39 is a diagram illustrating an example of a conventional liquid processing nozzle unit.
FIG. 40 is a diagram illustrating an example of a conventional liquid processing nozzle.
以下、本発明を実施するための形態を添付の図面を用いて説明する。
（実施の形態１）
図１は、本発明の一実施形態をなす液体処理ノズルの横断面を、液体入口側の軸線方向（Ａ矢視）からの拡大側面とともに示すものである。この液体処理ノズル１は、液体流路３が形成されたノズル本体２を備える。ノズル本体２は円筒状に形成され、その中心軸線Ｏの向きに円形断面の液体流路が貫通形成されている。ノズル本体２には、液体流路３を液体入口４側の流入室６と液体出口５側の流出室７とに区画する隔壁部８と、隔壁部８に貫通形成され流入室６と流出室７とを互いに別経路にて連通させる複数の絞り孔９と、絞り孔９の内面から各々突出する衝突部１０とからなる処理コア部ＣＯＲＥが形成されている。図１において、隔壁部８に絞り孔２は中心軸線Ｏに関して軸対象となるように、同一内径にて２個形成されている。図３は、そのうちの一方を拡大して示すものであり、衝突部１０は外周面に周方向の山部１１と高流速部となる谷部１２とが複数交互に連なるように形成されている。衝突部１０は、この実施形態では、脚部末端側が流路内に突出するねじ部材（以下、「ねじ部材１０」ともいう）であり、結果、衝突部に形成される複数巻の山部１１は、らせん状に一体形形成されている。なお、山部及び谷部は、らせん状に一体化せず、周方向に閉じたものを衝突部の軸線方向に複数密接配列してもよい。また、山部及び谷部は、衝突部の周方向に全周形成されている必要は必ずしもなく、図１７に示すように、キャビテーションポイントとしての機能を発揮しにくい流れ方向（白矢印）の下流側において、衝突部１０の外周面に軸線方向の溝部１０ａ等を形成することにより、山部１２及び谷部１０を周方向の一部区間で切り欠いた構成としてもよい。
図１に戻り、ノズル本体２の材質は、たとえばＡＢＳ、ナイロン、ポリカーボネート、ポリアセタール、ＰＴＦＥなどの樹脂であるが、ステンレス鋼や真鍮などの金属やアルミナ等のセラミックスとしてもよく、用途に応じて適宜選択される。また、ねじ部材１０の材質はたとえばステンレス鋼であるが、用途に応じて、より耐食性の高いチタンやハステロイ、インコネル（いずれも商標名）などの耐熱合金を用いてもよいし、耐摩耗性、耐食性等が問題となる場合は石英やアルミナなどのセラミック材料を用いることも可能である。特に、金属コンタミを嫌う分野（たとえば半導体分野）への適用には、石英の採用が好適であり、樹脂製のノズル本体２はたとえばＰＴＦＥで構成するとよい。
衝突部１０は、処理コア部ＣＯＲＥにおいて複数の絞り孔９のそれぞれに、ノズル本体２の軸線Ｏと直交する平面への投影において、各絞り孔９の中心軸線を取り囲む十字形態に４つ配置されている。図３に示すように、各絞り孔９において、４つの衝突部１０が形成する十字の中心位置には、液体流通ギャップ１５が形成されている。液体流通ギャップ１５を形成する４つの衝突部１０の先端面は平坦に形成され、前述の投影において液体流通ギャップ１５は正方形状に形成されている。なお、図４に示すように、ねじ部材１０の先端部１０ｔは円錐状に形成してもよく、この場合、液体流通ギャップ１５は十字状に形成される。
図２は処理コア部ＣＯＲＥを拡大して示すものである。絞り孔９にそれぞれ形成される衝突部の組は、ノズル本体２の壁部外周面側から先端が絞り孔９内へ突出するようにねじ込まれる４本のねじ部材１０である。図１のＡ矢視拡大にて破線で示すように、ねじ部材１０は、ノズル本体２の壁部に貫通形成されたねじ孔１９にねじ込まれ、各ねじ孔１９のねじスラスト方向途中位置には、ねじ頭下面を支持するための段付き面１９ｒが形成されている。該段付き面１９ｒの形成位置は、ねじ部材１０をねじ込んだ時に、絞り孔９内に突出するねじ脚部（すなわち、衝突部となる部分）の長さが、液体流通ギャップ１５を形成するのに適正となるように調整されている。ねじ孔１９とねじ部材１０との間は接着剤等によりセッティング固定されている。
なお、ノズル本体２の外周面には、ねじ孔１９が開口するため、これを隠ぺいするためにノズル本体２の外周面を覆う筒状のカバー１８が接着等により取り付けられている。なお、カバー部材１８の外周面には、メッキや塗装による装飾が施されていてもよい。また、ノズル本体２の両端部外周面には、流入側接続部１６と流出側接続部１７とが形成されている。
また、図２に示すように、複数の絞り孔９の間でねじ部材１０の干渉を回避するために、各絞り孔９に組み込む４つのねじ部材１０の組は、それら絞り孔９の間で軸線方向にて互いにずれた位置に配置されている。また、図２においては、同一の絞り孔９内の複数のねじ部材１０Ａ，１０Ｂと１０Ｃ，１０Ｄとは、該絞り孔９の軸線方向（流れ方向）にて互いにずれた位置に配置されている。具体的には、各絞り孔９において、同一平面上で互いに直交する位置に配置されたねじ部材の対１０Ａ，１０Ｂ及び１０Ｃ，１０Ｄが、それぞれ流れ方向において互いに異なる位置（図中、上側の絞り孔９については下流側のＡ及びＢの位置に、下側の絞り孔については上流側のＣ及びＤ位置）に配置されている。それぞれ図１の中心軸線Ｏと直交する平面への投影では、Ａ及びＢの位置の４つのねじ部材１０Ａ，１０Ｂ、及びＣ及びＤ位置の４つのねじ部材１０Ｃ，１０Ｄが、それぞれ十字形態をなすように配置されることとなる。図３のごとく、各ねじ部材１０の対は、先端面外周縁で接する形で（あるいは、液体流通ギャップよりも狭い隙間を介して先端面外周縁間を近接させ形で）、もう一対のねじ部材１０とともに正方形状の液体流通ギャップを形成している。
図１６は、各ねじ部材の対の配置にかかる変形例を示すものである。図１６においては、ねじ部材の２つの対１０Ａ，１０Ｂのそれぞれにおいて、一方のねじ部材の脚部末端１０ｂを絞り孔９の中央に位置させる一方、その脚部末端１０ｂの周側面に他方のねじ部材の先端面１０ｅを接触（又はギャップを介して対向）させ、絞り孔９の中央に位置する側の脚部末瑞１０ｂ同士を、両対の間でノズル本体２（図１）の軸線方向に互いにずらせて配置している。このようにすると、流速の早い絞り孔９の中心付近にも、脚部末端１０ｂの谷部を配置することができ、キャビテーション効果、ひいては気泡微細化効果をより高められる。
図１に戻り、複数の絞り孔９のそれぞれに、ノズル本体２の外側からそれぞれ４本ものねじ部材１０をねじ込もうとしたとき、幾何学的なレイアウトを誤ると、ねじ同士の干渉や、ある絞り孔９に向けてねじ込まれたねじ部材１０が別の絞り孔９内を貫通したりするなど、不具合を生じやすくなる。絞り孔９の形成個数は図１では２個であるが、ノズル本体２の壁部外周面側から絞り孔９に向けてねじ部材１０をねじこんで衝突部を形成する場合は、液体流路３の中心軸線を挟んで互いに対称な位置関係で２〜４個のいずれかで形成するのが最適である。
次に、図１において、絞り孔９は、それら絞り孔９の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔９の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定されている。図５において、２つの絞り孔９の内径が互いに異なる一般の場合（ｄ１，ｄ２）は、絞り孔アスペクト比は、Ｌ／（ｄ１２＋ｄ２２）１／２となる。図１では、２個の絞り孔９は内径と長さが互いに等しい円筒面をなすように形成されており、２つの絞り孔９の内径をｄとして、絞り孔アスペクト比は０．７１Ｌ／ｄである。絞り孔アスペクト比Ｌ／ｄｅの値は、望ましくは３以下であること、より望ましくは２．５以下であるのがよい。
図１に戻り、ノズル本体２の軸線Ｏと直交する平面への投影において、隔壁部８の投影領域の中心位置に定められた基準点Ｏから複数の絞り孔９の内周縁までの距離（絞り孔変位）Ｔが該絞り孔９の内径ｄよりも小さくなるように、複数の絞り孔９は基準点Ｏの周りに近接配置されている。絞り孔変位Ｔは絞り孔９の内径ｄの望ましくは１／２以下であるのがよい。さらに、本実施形態では、同じ投影において、複数の絞り孔９の内周縁に対する外接円２０の面積をＳｔ、絞り孔９の投影領域の合計面積をＳｒとしたとき、Ｋ≡Ｓｒ／Ｓｔにて定義される絞り孔９集約率Ｋが０．２以上とされている。
すなわち、液体処理ノズル１は、以下の条件を充足するものとなっている（標準構成）。
・Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下；
・絞り孔変位Ｔが絞り孔９の内径ｄよりも小；
・絞り孔集約率Ｋが０．２以上。
これにより、液体出口５側を開放して液体入口４に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたとき、液体出口５から流出する水流量をＱとし、絞り孔９の内面と衝突部１０との間に形成される液体流通領域（図３参照：主流通領域２１と液体流通ギャップ１５とを含む）の処理コア部ＣＯＲＥにおける合計断面積をＳｅとしたときの水流束Ｑ／Ｓｅを０．５Ｌ・ｍｍ２／分以上確保することが可能である。
また、上記の外接円２０の面積Ｓｔは、隔壁部８の投影面積の９０％以上（図１では１００％）とされている。隔壁部８にて絞り孔９の外側に形成される流れ遮断領域の面積が小さいので、こうした領域にて特有に発生する流れのよどみや渦流に基づく損失が軽減されている。図１からも明らかなごとく、絞り孔９に対する外接円２０の径は、液体入口４の開口径よりも絞られており、液体入口４に続く流入室６の内周面が隔壁部８に向けて縮径するテーパ面１３とされている。
また、図５に示す如く、絞り孔９の衝突部１０よりも下流に位置する区間の長さ（以下、残区間という）をＬｐ（Ｌｐ２〜Ｌｐ４の平均値）とし、絞り孔９の軸断面積の合計と等価な前述の円の直径をｄｅとして、Ｌｐ／ｄｅにて定義される残区間アスペクト比は１．０以下に設定されている。また、流出室７の内周面も、液体出口５に向けて拡径するテーパ面１４とされている。図５では、最も下流側に位置するねじ部材１０Ａに関しては、残区間の長さがゼロであるが、図６に示す如く、ねじ部材１０Ａに関し残区間がゼロでない長さＬｐ１を有する場合は、上記残区間長さＬｐはＬｐ１〜Ｌｐ４の平均値となる。
図１の液体処理ノズル１に対し、たとえば、液体出口５側を開放して液体入口４に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させた場合の作用について説明する。この水はたとえば水道水であり、大気と平衡する濃度に空気が溶存しているものとする（たとえば、２０℃（常温）での酸素濃度は約８ｐｐｍ）。水流はまず一括してテーパ部１３で絞られ、さらに個々の絞り孔９へ分配されて、図３に示すように、ねじ部材１０と絞り孔９内周面との間に形成される主流通領域２１と液体流通ギャップ１５とからなる液流通領域により個別に絞られて、ねじ部材１０に衝突しながらこれを通過する。
ねじ部材１０の外周面を通過するときに、図７に示すように流れは谷部に高速領域を、山部に低速領域をそれぞれ形成する。すると、谷部の高速領域はベルヌーイの定理により負圧領域となり、キャビテーションすなわち溶存空気の減圧析出により、気泡ＦＢが発生する。谷部はねじ部材１０の外周に複数巻形成され、かつねじ部材１０が絞り孔９内に４本配置されていることから、この減圧析出は絞り孔９内の谷部にて同時多発的に起こることとなる。すると、図８に示すように、水流がねじ部材１０に衝突する際に谷部での減圧析出が沸騰的に激しく起こり、さらにねじ部材１０の下流に迂回する際に生ずる渦流にこれを巻き込んで激しく撹拌する。これに、衝突部１０の周辺及び直下流域には、微小渦流ＦＥを無数に含んだ顕著な強撹拌領域ＳＭが形成されることとなる。気泡を析出する減圧域は衝突部１０周囲の谷底付近に限られており、高速の液体流はほとんど瞬時的に該領域を通過してしまうから、発生した気泡ＦＢはそれほど成長せずに上記の撹拌領域に巻き込まれ、気泡径が１μｍ未満の微細気泡が効率的に発生する。
図１の液体処理ノズル１においては、隔壁部８に複数の絞り部を形成し、その前後の流路区間を、該隔壁部８が区画する流入室６ないし流出室７に集約して、それら複数の絞り部により共有化させる構造を採用することにより、流路が複数系統に分岐する区間は隔壁部８に形成された絞り孔９のみとなる。ここで、図１０に示す参考例のノズル７１０ように、隔壁部７０８の厚みが大きくなり断面積の小さい絞り孔７０９自体の長さが大きくなると、白矢印で示すごとく、重力や孔内面粗さのばらつき等の影響により、複数の絞り孔７０９のいずれかに偏った流れ、すなわち偏流が発生しやすくなる。また、絞り孔７０９が隔壁部７０８の中心から離れ、外側周縁領域に偏っていても、流速の大きい中央流れが隔壁部７０８の中央領域に衝突・迂回する際の損失により、絞り孔７０９には流速（水圧）を落として供給されるので、偏流がやはり発生しやすくなる。
しかし、図１の本発明の液供給ノズル１の構成によれば、図９に示すごとく、
（１）前述のＬ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比（図５参照）を３．５以下に設定しており、偏流の原因となる分岐区間の長さ、すなわち、衝突部１０を配置する絞り孔９の長さを十分短くできる。
（２）絞り孔変位Ｔ（図１参照）が該絞り孔９の内径ｄよりも小さくなる程度に、それら絞り孔９が基準点Ｏの周りに近接配置されており、絞り孔９は、高流速となる隔壁部８の中央に集約されている。
その結果、絞り孔９内での流速の低下ないし不均一化が抑制され、偏流を確実に防止することができる。すなわち、衝突部１０を有する絞り孔９を複数形成することで十分なキャビテーション効果と十分な流量とを両立することができ、かつ、複数の絞り孔９間での偏流が効果的に抑制され、キャビテーション効果に基づいた微細気泡発生を安定に継続することができる。
さらに、図１の液体処理ノズルでは、Ｌｐ／ｄｅにて定義される残区間アスペクト比（図５参照）が１．０以下に設定されている。図９に示すように、絞り孔９にてそれぞれ衝突部１０を通過した液体が流出室７にて合流するまでに、析出気泡ＦＢを含んだ流れの、流体抵抗の大きい絞り孔９の残区間の通過距離が短くなり、ひいては個々の絞り孔９の衝突部１０下流に生ずる強撹拌領域ＳＭが流出室７内で一体化するので、気泡の微細化効果がさらに高められる。残区間残区間アスペクト比が大きい図１０のノズル７１０の場合は、強撹拌領域ＳＭが流出室７０７内で一体化するには至らず、偏流により流速が低下した側（図１０の上側の絞り孔７０９）の析出気泡は、流速が大きい側の顕著な強撹拌領域ＳＭによる粉砕作用に与ることができないので、微細気泡の発生効率が下がらざるを得なくなる。
以下、図１の液体処理ノズルの変形例について列挙する。図１の液体処理ノズルとの共通点も多いので、共通の構成要素には同一の符号を付与しつつ、おもにその相違点について説明する。まず、図１１に示すごとく、複数の絞り孔９は、前述の投影において、隔壁部８の中心を含む領域において一部重なるように一体形成してもよい。その重なり領域の投影面積は、各々の絞り孔９の面積の３０％以内に収まっていることが望ましい。
図１２に示す液体処理ノズル５１では、各絞り孔９に配置する４本のねじ部材１０の組を、Ａ−Ａ及びＢ−Ｂ断面に示すごとく、各々同一平面上に配置している。この構成でも、良好な微細気泡発生効果を達成できるが、図２のごとく、直角に配置されたねじ部材１０の対を軸線方向にずらせて配置すれば、両対の間には液体流通ギャップ１５の位置にて、流れの軸線方向にも隙間が形成され、高速の中心流に対する抵抗損失がさらに軽減されて、ねじ部材１０の先端付近により高速で流れが供給される結果、気泡微細化効果が一層向上するという利点がある。
図１３は、隔壁部８に対して絞り孔９を３つ形成した例である。３つの絞り孔９の間でねじ部材１０の流れ方向の位置は、ねじ外径よりも大なる距離にて互いにずれて定められている。また、３つの絞り孔９は、前述の投影において、ねじ孔９の内径よりも大きい距離をもって正三角形の各頂点をなす位置に配置されており、図２あるいは図１２と同様に、前記投影にて十字状の配置をなす４つのねじ部材１０の組が、１つの絞り孔９に対する残余の絞り孔９の対の側に延びるねじ孔１９が、それら残余の絞り孔９の対の間を貫くように、ねじ部材１０の組の配置角度が定められている。これにより、すべてのねじ孔１９が、絞り孔９と干渉することなく、かつノズル本体２の外周面に開口するように形成できる。
図１４は、衝突部１０Ｆを、ノズル本体２の隔壁部８と一体に射出成型により形成した例を示す。複数の絞り孔９の衝突部１０Ｆを一体に射出成型するには、すべての衝突部１０Ｆの中心軸線が同一平面上に位置するようにして、流入室を形成するための第一の金型コアと、流出室を形成するための第二の金型コアとの各先端面に衝突部１０Ｆ及び隔壁部８の成型キャビティを設け、上記平面を分割面としてこれら金型コアを突き合わせた状態で成型を行えばよいのである。
図１５は、隔壁部８に対して絞り孔９を４つ形成した例である。４つの絞り孔９は、それぞれ直径方向に１本のねじ部材１０がねじ込まれて衝突部が形成されている。具体的には４つの絞り孔９は、前述の投影において正方形の各頂点をなす位置に配置されており、ノズル本体２の外周面側から各絞り孔９に対し、ノズル本体２の中心軸線Ｏに向けて絞り孔９の直径方向にねじ部材９がねじ込まれている。なお、ねじ部材１０はインサート成型によりノズル本体２に組み込んでもよく、図１４と同様に、ノズル本体２とともに衝突部を射出成型により一体化してもよい。
以下、本発明の液体処理ノズルの使用例（つまり、液体処理方法の実施形態）について説明する。図１８は、一般浴室用（あるいは美容室等の業務用）のシャワーホース流路の中間に図１の液体処理ノズルを接続し、シャワーヘッドから処理済みの温水（すなわち、微細気泡を含有した温水）を噴射できるようにした使用例である。図１のノズル本体２には液体入口４側に流入側接続部１６として、図１８の湯水混合栓４０８に液体処理ノズル１を、流入側ホース４０５を介して接続するための第一のホース接続ねじ部（以下、符号１６を援用する）が、液体出口５側に流出側接続部１７として、シャワーヘッド４０１と液体処理ノズル１を、流出側ホース４０２を介して接続するための第二のホース接続ねじ部（以下、符号１７を援用する）が、それぞれ形成されている。各ねじ部１６，１７は、おねじ部（たとえば、Ｒ１／２ないしＧ１／２）として形成され、ホース４０２及び４０５は、水栓金具４０３、４０４、４０６及び４０７を介して、シャワーヘッド４０１、液体処理ノズル１及び湯水混合水栓４０８に接続されている。この状態で湯水混合栓４０８を開けば、温水が液体ノズル１に供給されシャワーヘッド４０１から噴射される。気泡発生機能を有さない既存のシャワーヘッドを用いても、液体処理ノズル１を通過する際に微細気泡が大量に温水中に混入でき、人体皮膚や髪に対する水の浸透性を高めて保湿性を向上したり、頭皮や体表面の汚れを効果的に落としたり、といった効果を享受できる。そして、シャワーホースの中間にノズル１が接続されていても、偏流の影響を受けにくく、微細気泡発生効果を安定的に享受することができる。
図１９は、液体処理ノズル１をトイレ洗浄に利用する例を示すものである。トイレの便器１０５には洗浄水供給配管１０３が接続され、該配管１０３を経て洗浄水１０９が便器内面に沿って供給・流下することにより洗浄を行う。本発明の液体処理ノズル１は洗浄水供給配管１０３の途上に設けられ、該配管内の洗浄水は該液体処理ノズル１を通過する際に微細気泡含有水１０９となったのち便器１０５に供給され、便器１０５及び便器１０５の汚水排管１０７，１０８を洗浄する。これにより、便器１０５や汚水排管１０７，１０８を長期にわたって清浄に保つことができ、尿石等の付着・堆積も生じにくくなる。
図１９の事例では便器１０５は小便器として構成され、洗浄水供給配管１０３の途上で便器１０５の使用者を検知できる位置には周知のセンサ付バルブユニット１０４が設けられている。上方に設けられた洗浄水タンク１０１に水道配管１０２からの浄水が貯留されるとともに、供給配管１０３は該洗浄水タンク１０１に接続されている。センサ付バルブユニット１０４は、便器１０５に接近する使用者の検知状態を所定時間以上継続した場合に、待機状態から洗浄準備状態に遷移する。洗浄準備状態では、該使用者が便器１０５から離間して非検知状態になるに伴いバルブを開状態として便器１０５内に必要量の洗浄水を流下させ、その後バルブを再び閉状態として洗浄待機状態に戻る。便器からの排水とともに汚水管１０８に集約され、下水道ないし浄化槽等に向け排出される。洗浄後の排水は便器１０５の下側に連通する個別排水管１０７を通り、図示しない他の便器からの排水とともに汚水管１０８に集約され、下水道ないし浄化槽等に向け排出される。
（実施の形態２）
次に、本発明の液体処理ノズルを用いたガス溶解方法の具体的な実施形態について説明する。図２０は、図１の液体処理ノズル１と処理コア部ＣＯＲＥを同様に構成しつつ（従って、前述の標準構成となっている）、これにガス溶解機能を付加した液体処理ノズルの一例を示すものである。液体処理ノズル７１は、そのノズル本体２に、該ノズル本体２の外周面に開口し、複数の衝突部１０よりも上流にて絞り孔９に連通するガス導入孔２８を形成したものである。図２を援用して説明すれば、図２０の構成においても、各絞り孔９において、同一平面上で互いに直交する位置に配置されたねじ部材１０の対が、流れ方向において互いに異なる位置（図中、上側の絞り孔９については下流側のＡ及びＢの位置に、下側の絞り孔については上流側のＣ及びＤ位置）に配置されている。ガス導入孔２８は、２つある絞り孔９のうち、ねじ部材１０が下流側であるＡないしＢ位置に取り付けられている図面上側のノズル孔９に対し、最も下流のねじ部材１０Ａ位置よりも上流側に開口するように、ノズル本体２の壁部に対し半径方向に孔設されている。ガス導入孔２８のノズル本体２の外周面側の開口にはガス供給管を接続するためのガス導入用継手３０を取り付けるためのめねじ孔２９が形成されている。図２０では、ねじ部材の対１０Ａ及び１０Ｂのいずれよりも上流にてガス導入孔２８が開口しているが、ねじ部材の対１０Ａ及び１０Ｂの流れ方向の配置間隔を広げ、両者の中間位置にガス導入孔２８を開口させてもよい。
ガス導入用継手３０（ガス供給部）にガス供給配管を接続すれば、絞り孔９内に溶解するべきガスを簡単に導入することができる。この実施形態において液体処理ノズル７１のノズル本体２の両端部は、図２１に示すような、ワンタッチ接続部２０２ｃとねじ接続部２０２ｒとを備えたワンタッチ管継手２０２を接続するための、ストレート形状の流入側接続部２６及び流出側接続部２７とされており、ガス導入用継手３０を接続する軸線方向中間部は、流入側接続部２６及び流出側接続部２７よりも径大の鍔状部２ａとされている。図２１において、液流入側のワンタッチ管継手２０２にはポンプ等の送液手段や水道に接続される液供給管が接続され、液供給部としての役割を外部の送液手段とともに担う。したがって、ワンタッチ管継手２０２とガス導入用継手３０とが本発明のガス溶解装置の混相流供給手段を構成することとなる。
図２２に示すように、液体処理ノズル７１の液供給口４に液体を供給すると、図９と同様に衝突部１０の周辺及び直下流域に非常に顕著な強撹拌領域ＳＭが形成される。この状態で、ガス導入孔２８に溶解するべきガスを導入し、液体とガスとの混相流として処理コア部ＣＯＲＥに供給すると、混相流を形成するガスは衝突部１０の下流の強撹拌領域ＳＭに巻き込まれることで液体との混合が顕著に進み、ガス溶解をきわめて効率的に行うことができる。
衝突部１０の下流域に強撹拌領域ＳＭを形成する要因は、液体入口４から供給される液体中にもとから溶存しているガス（すなわち、ガス導入孔２８から導入されるガスではない）のキャビテーションによる減圧沸騰析出である。溶存ガスの減圧沸騰により衝突部１０の下流域には微細渦流ＦＥを無数に伴う形で形成される強撹拌領域ＳＭが形成され、ガス導入孔２８から導入されるガスがこれに巻き込まれることで、減圧沸騰で損なわれるガス量を桁違いに上回る規模によりガスの撹拌・溶解が進行する。そして、液体に溶解しきれなかったガスも、浮上速度の非常に小さい微細気泡ＦＢとして液中に留まり、微細気泡特有の種々知られている効果（たとえば、洗浄効果、液体の浸透性促進効果など）がガスの種別に応じて発揮されることとなる。また、同一のガスが溶存ガスと微細気泡の両方の形態で液体中に共存することで、溶存ガスを含有しない雰囲気に暴露したとき、溶存ガスのみが存在する液体と比較して、見かけの溶存ガス濃度の減少速度が低下して高濃度の状態をより長時間維持するようになる。
液体処理ノズル７１もまた、図１及び図５と同様に、隔壁部８に形成する絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定され、絞り孔９変位が絞り孔９の内径ｄよりも小さくなるよう、隔壁部８の中央付近（基準点周り）に近接配置されている。また、絞り孔９の衝突部１０よりも下流に位置する残区間の長さＬｐを、前述の残区間アスペクト比が１．０以下となるように設定されている。この実施形態では、２つある絞り孔９，９の一方にしかガス導入孔２８が形成されていないから、図２２に示すように、溶解するべきガス相ＧＢはもっぱら片方の絞り孔９に偏って供給される。
しかし、絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定されていることで処理コア部ＣＯＲＥ全体での流量損失は小さく、ガス導入される側の絞り孔９内の流れＦ２においても、ガスが導入される分だけ他方の絞り孔９内の流れＦ１よりは流量は低くなるものの、これが過度に損なわれることがない。そして、残区間長さＬｐが小さくなっていることで、導入されたガスを衝突部１０の下流で合体・拡大した強撹拌領域ＳＭに速やかに導くことができる。つまり、ガスが非導入となる絞り孔９側で主に作られる強撹拌領域ＳＭを、流出室７にてガス導入側となる絞り孔９からの流れが共有できるのである。ガスが片方の絞り孔９に偏って流れ込む形になっているにも拘わらず、極めて効率的なガスの溶解・粉砕が可能である。
ガス導入孔２８は、もちろんすべての絞り孔９（図２０の例では２つ）に対して設けてもよく、この場合は、ガスは両方の絞り孔９（の衝突部１０）に対して分配されつつ供給される。また、図２３の液体処理ノズル１７１（図２１の液体処理ノズル７１からガス導入孔２８を省略したものに相当）のように、ノズル本体２にガス導入孔を設けない構成を採用し、液体入口４よりも上流の液供給経路上にてガスを流入させる方式としてもよい。この方式では、ガスの供給に際して絞り部での減圧吸引効果は利用できないので、ガス供給圧力を若干高める必要はあるが、液体処理ノズル１７１の各絞り孔９に均一にガスを供給しやすい利点がある。また、絞り孔９の上流にて液体処理ノズル１７１の流入室６にガス導入孔を設ける構成も可能である。
この場合もガスは両方の各絞り孔９に対して分配されつつ供給されるが、ノズル本体２の姿勢によりガスの各絞り孔９への分配状況が変化する特性がある。図２４は、図２１の液体処理ノズル１７１を流れ方向が水平になるように配置してガス溶解を行う様子を示すものである。液体入口４から混相流を導入したとき、そのガス相をなす気泡Ｇは重力によって上に偏って流れやすくなり、上方に位置する絞り孔９にガス相が偏りやすくなる。この場合は、絞り孔９の一方にガス導入孔２８を形成する図２２の場合と同様に、ガス相流量の小さい下側の絞り孔９側での液体流Ｆ１により主に作られる強撹拌領域ＳＭを、流出室７にてガス相流量の大きい上側の絞り孔９からの流れＦ２が共有できるので、同様に良好なガスの溶解・粉砕が可能である。
一方、図２５は、図２１の液体処理ノズル１７１を流れ方向が垂直になるように配置してガス溶解を行う様子を示すものである。ガスを導入する液体入口４は当然下側に位置するようにして混相流を導入することとなる。複数の絞り孔９は絞り孔アスペクト比が小さく、かつ、隔壁部８の中央付近に近接配置されているので、液相・ガス相ともに偏流は生じにくく、ガス相ＧＢは各絞り孔９に均一に分配され、一様なガス溶解が可能となる。ただし、ガス供給流量が極度に大きくなりすぎると、衝突部との液体との接触確率がどの絞り孔９でも小さくなってしまうので、強撹拌領域ＳＭの形成が顕著でなくなり、ガス溶解効率が急減する恐れもありうる。
このように考えた場合、図２２のごとく、複数の絞り孔９の一部のものについてのみガス導入孔２８を形成する態様であれば、ガス導入孔２８に多量のガスを供給して当該側の絞り孔９にガス相が過度に偏ったとしても、残余の絞り孔９にはガスは全く流れ込まず、液体の流量を常に十分に維持できるから、強撹拌領域ＳＭの形成は図２４の場合よりも安定であり、より多量のガスを溶解したい場合には有利であるともいえる。また、流速が上昇する絞り孔９でのガス導入となることから、ベンチュリ効果による減圧吸引効果により、溶解するべきガスを比較的低圧で吸い込むことができ、また、衝突部１０に近い位置でのガス供給となることから導入したガス気泡が速やかに粉砕され、溶解効率を向上させやすくなる、等の利点もある。
本発明のガス溶解方法では、最も簡易には、液体処理ノズル１に対し液体を１パスだけ流通させつつガスを溶解させる方式を採用することができる。図２６に、該方式を具現化できる本発明のガス溶解装置の一例を示し、図２７にその使用例を示す。ガス溶解装置２００は、混相流供給手段をなす液供給部が、外部の液供給源（たとえば水道や給湯器の湯水混合栓４０８（図２７））につながる液供給管（流入側ホース）４０５（図２７）を接続するための液供給管接続部２０２Ｂ（取付ねじ部２０２ｒを有する）にて構成される。液供給管接続部２０２Ｂの先には図２０の液体処理ノズル７１が設けられ、その液体出口からは液体処理ノズル７１にてガスを１パスにて溶解させたガス溶解済み液体が流出するようになっている。該液体出口５側にガス溶解済み液体の排出管（流出側ホース）４０２（図２７）を接続するための液排出管接続部２０２Ａ（取付ねじ部２０２ｒを有する）が設けられている。簡易な１パスによるガス溶解装置２００であるが、本発明の液体処理ノズル７１を用いることにより、従来のノズルよりもはるかに高濃度にガスを溶解することができるようになる。
以下、ガス溶解装置２００の詳細についてさらに説明する。ガス溶解装置２００は本体ケース２０１を備え、その表面に金属製のねじ付管継手で構成された液排出管接続部２０２Ａと液供給管接続部２０２Ｂが取り付けられている。液供給管接続部２０２Ｂには内部液配管２０５が接続され、さらに流れセンサ（フロースイッチ）２０４及び管継手２０３を介して図２０の液体処理ノズル７１の液体入口側が接続される一方、液体処理ノズルの液体出口側が液排出管接続部２０２Ａにつながっている。
本体ケース２０１の表面には、外部のガス供給源につながるガス供給配管を接続するためのガス供給口継手２１１が取り付けられている。そして、液体処理ノズル７１のガス導入用継手３０とガス供給口継手２１１とは、ガス供給配管２１０により互いに接続されており、その途上には液体処理ノズル７１側から逆止弁２０７、電磁バルブ２０８及び圧力センサ２０９がこの順序で配置されている。逆止弁２０７は、ガス供給配管２１０内のガス供給流が途絶えた場合に、液体処理ノズル７１側からの液体流の逆流を防止するためのものであり、電磁弁２０８はガス供給配管２１０内のガス供給流を遮断状態と供給状態との間で切り替えるためのものである。また、圧力センサは、ガス供給配管２１０内のガス圧を検知して、ガス供給流の有無を判断するためのものである。
本体ケース２０１内には、さらに電源回路２１３、ガス供給配管２１０内のガス供給流を遮断状態と供給状態との間で切り替え制御するガス供給制御手段をなす制御基板２１２が設けられ、本体ケース２０１の表面には電源スイッチ２１４と、電源ランプ２１５が取り付けられている。電源スイッチ２１４からのスイッチ信号ＳＳ、流れセンサ２０４及び圧力センサ２０９からの検知信号ＳＦ及びＳＰは制御基板２１２に入力される。また、制御基板２１２にはガス流制御操作部２１６からの操作信号も入力される。電源回路２１３は電源コード２１７ｃ及及び電源プラグ２１７（あるいはプラグ付ＡＣアダプタ）を介して商用電源から駆動電源電圧を受電し、制御基板に各所の駆動電圧や信号源電圧を出力する。
制御基板２１２は次のような制御動作を行う。
（１）電源スイッチ２１４がオンとなるに伴い電源電圧の受電を検知し、電源ランプ２１５を点灯させる。
（２）以下のすべての条件が成立している場合に、電磁弁２０８に駆動信号ＳＶＤを出力し、電磁弁２０８を開状態に駆動する（これにより、液体処理ノズルにガス供給配管２１０を介してガスが供給される）。
ａ．流れセンサ２０４が、内部液配管２０５内の液体流れを検知している検知信号ＳＦを出力していること、
ｂ．圧力センサ２０９がガス供給配管２１０内のガス供給圧力の検知信号ＳＰを出力していること、及び、
ｃ．ガス流制御操作部２１６がガス供給を許可する操作状態となっていること。
（３）（２）のａ〜ｃのどれか一つでも不成立になっている場合は、電磁弁２０８を閉状態に保つ。
図２６のガス溶解装置２００の使用例と、その場合の動作について図２７により説明する。ここでは、ガス溶解装置２００の適用先が美容室等の洗髪台であり、ガスとして炭酸ガスを用い、該炭酸ガスを溶解した洗髪用温水をシャワー４０１から供給する形態を例にとる。給湯器の湯水混合栓４０８とガス溶解装置２００の液供給管接続部２０２Ｂは水栓金具４０６及び４０７により液供給管をなす流入側ホース４０５を介して接続されている。また、シャワーヘッド４０１とガス溶解装置２００の液排出管接続部２０２Ａとは、水栓金具４０３及び４０４により排出管としての流出側ホース４０２を介して接続されている。そして、ガス供給源となる炭酸ガスボンベ４１０の減圧弁４１１とガス溶解装置２００のガス供給口継手２１１とがガス供給チューブ４１２により接続されている。
図２６のガス溶解装置２００は次のように動作する。
電源スイッチ２１４がオンになっており、炭酸ガスボンベ４１１のバルブが開となっている場合、この状態で湯水混合栓４０８を開けば、温水がガス溶解装置２００に供給されシャワーヘッド４０１から噴射される。このとき、図２６の流れセンサ２０４は温水の流れを検知し、圧力センサ２０９はガス供給配管２１０を経て供給される炭酸ガス圧を検知しているので、制御基板２１２には液体流れの検知信号ＳＦとガス供給圧力の検知信号ＳＰが入力されている。したがって、この状態で、ガス流制御操作部２１６がガス供給を許可する操作状態とされれば制御基板２１２は駆動信号ＳＶＰを電磁弁２０８に出力し、電磁弁２０８が開き、温水が流れ込む液体処理ノズル７１に炭酸ガスが供給され、溶存炭酸ガスと微細気泡とを含んだ温水となってシャワーヘッド４０１から噴射される。他方、ガス流制御操作部２１６におけるガス供給を許可する操作状態が解除されれば制御基板２１２は駆動信号ＳＶＰの出力を停止し、電磁弁２０８が閉じて液体処理ノズル７１への炭酸ガスの供給が止まる。その結果、溶存空気による微細気泡のみを含んだ温水がシャワーヘッド４０１から噴射される。
この実施形態では、ガス流制御操作部２１６はフットスイッチとして構成され、該フットスイッチ２１６を足により付勢した状態がガス供給を許可する操作状態として定められている（もちろん、逆であってもよい）。たとえば、美容師等の洗髪作業者は、シャワーヘッド４０１を握って顧客等の洗髪を行う際に、フットスイッチ２１６を踏んている期間は炭酸ガスが供給され、フットスイッチ２１６から足を外せば炭酸ガスの供給が直ちに停止する。したがって、フットスイッチ２１６の操作により炭酸微細気泡水と非炭酸微細気泡水との使用の切り替えを速やかにきめ細かく行うことができるのである。
炭酸微細気泡水のモードでは、頭皮への炭酸ガス浸透による血行促進効果（ひいてはそれに伴うリラックス効果：いわゆるヘッドスパ効果）が得られること、また、髪のキューティクルを開いて水分を髪にしみ込みやすくする作用などが顕著である。さらに、アミン系の毛染め剤を使用して毛染め作業を行う場合、炭酸微細気泡水で毛染め剤を洗い流すことにより、アルカリ反応による髪へのダメージを炭酸による中和効果で和らげたり、また、長い髪でも均一に美しく染め上げたりすることができる、といった利点を享受できる。他方、皮脂や頭皮汚れ、毛穴を埋める角栓質の除去といった洗浄効果や、髪の保湿性アップ、さらには作業者の皮膚保湿の維持による手荒れ防止などの効果は、微細気泡が主体となって発揮されるものであり、炭酸微細気泡水と非炭酸微細気泡水とのいずれのモードでも享受できる。また、皮脂汚れが特に強い場合には、温水のｐＨが酸性に傾いていないほう、つまり非炭酸微細気泡水のほうが皮脂の除去効果が顕著であるとの報告もある。炭酸微細気泡水モードでは当然炭酸ガスの消費が伴うから、上記炭酸特有の効果が特に必要でない状況では非炭酸微細気泡水を使うことにより、炭酸ガス消費を抑えるほうが経済的である。このように、炭酸微細気泡水と非炭酸微細気泡水との各モードは、シーンに応じて適宜使い分けることが望ましいといえる。
次に、図２７において湯水混合栓４０８を閉じると、図２６の電磁弁２０８が自動的に閉じ、炭酸ガスボンベ４１０のバルブが開いていても、無駄な炭酸ガスがシャワーヘッド４０１から流失する恐れがない。また、炭酸ガスボンベ４１０が空になった場合は、圧力センサ２０９によりガス圧力低下が検知され、同様に電磁弁２０８が閉じる。これにより、非炭酸微細気泡水モードで温水の使用を継続している場合でも、ガス供給配管２１０を経由して炭酸ガスボンベ４１０側へ水が逆流する心配がない。逆止弁２０７も水の逆流を防止するように作用するはずであるが、チェックバルブ式の市販のガス用逆止弁の多くは低圧の液体の逆流は止められないことが多く、電磁弁２０８を用いて確実に逆流防止を図ることが有効である。
図２８は、図２０の液体処理ノズル７１に替えて、ガス導入孔を有さない図２３の液体処理ノズル１７１を用い、図２６と同様の機能を実現するガス溶解装置２５０の例を示すものである。この構成においては、液体処理ノズル１７１の上流側（ここでは、流れセンサ２０４との間）に、ティー継手（ベンチュリ型のエジェクタでもよい）を用いたガス導入部２１９を設けており、その分岐開口にガス導入用継手１３０が取り付けられ、ガス供給配管２１０は該ガス導入用継手１３０に接続されている。ガス導入部２１９は混相流形成手段を構成している。その余の構成及び基本動作については図２６と同じであるから、共通する構成要素には図２６と同一の符号を付与し、説明は省略する。
（実施の形態３）
図２９は、本発明の液体処理ノズルを用いて液体に水素を１パスにて溶解させる場合の装置の例を示している。原料水（水溶液やコロイド溶液も概念として含む）５０２はタンク５０１に貯留されるとともに、該タンク５０１から延出する原料水供給配管５１の途上に、エジェクタ等で構成されるガス導入部２１９、送液ポンプ５０５及び本発明の液体処理ノズル１（図１及び図２参照）がこの順序で設けられている。ガス導入部２１９には減圧弁４１１及びガス供給チューブ４１２を介して水素ガス供給源としての水素ボンベ４２０から水素ガスが供給されるようになっている。なお、水素ガス供給源としては水素ボンベ以外に、電解式水素発生装置や、可逆的に水素を吸着・脱着する水素吸蔵合金を水素ガス貯留部として使用し、加熱による水素吸蔵合金からの水素脱着により水素ガスを放出する水素合金キャニスターを使用してもよい。また、送液ポンプ５０５は、気液混相流の送液に適したベーンポンプ、渦流ポンプあるいはダイアフラムポンプにて構成され、特にベーンポンプを用いることが望ましい。
送液ポンプ５０５を動作させると、タンク５０１からの原料水はガス導入部２１９にて水素ボンベ４２０から水素ガスが供給されて水／水素ガスの混相流となり、送液ポンプ５０５に吸い込まれる。このとき、送液ポンプ５０５の内部では水素ガスがポンプ内撹拌流に巻き込まれることにより、水素ガス相があらかじめ５０〜１０００μｍ程度の気泡に予備粉砕されて、ポンプ下流側の液体処理ノズル１に供給されるので、水素ガスの溶解効率及び１μｍ以下の微細気泡への粉砕効率が一層高められる。水素ガス溶解済みの処理済み水５１４は流出口５１１から回収容器５１２に回収される。たとえば、この水を飲用として供する場合には、流出口５１１に図示しないボトリング用ノズルを取り付け、回収容器５１２に注入せず、水素透過性が低いアルミボトルやアルミパウチなどの個別容器にボトリングし、密封するようにしてもよい。
液体処理ノズル１が前述の標準構成となっていることで、を用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための水素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、水素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として、上記のごとく１パス供給すれば、処理済み水５１４の溶存水素濃度は瞬時にして０．３ｐｐｍ以上に高められる。特に動水圧を０．０５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下として、水素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１５以上０．３以下とすれば、溶存水素濃度は１パスであるにも関わらず１ｐｐｍ以上に高めることができる。なお、水素ガスの導入位置は、ポンプ５０５の吸引側ではなく、ノズル１とポンプ５０５の間に設定してもよいし、図２０のノズル７１を用いて、そのガス導入孔２８に水素を導入するようにしてもよいが、この場合は、ポンプ５０５による水素ガスの予備粉砕効果は得られない。
（実施の形態４）
次に、図３０のガス溶解装置２６０は、液体処理ノズルから流出した液体を、ポンプを介して再びノズルに戻して循環させながらガス溶解するようにした例を示すものであり、図３１はその使用例を示すものである。混相流供給手段（具体的には、その液供給部）は、液体を貯留する液体貯留部４３０から液体処理ノズル７１（図３０）を経て液体貯留部４３０に戻る循環配管４２２，４２５と、該循環配管４２２，４２５により液体貯留部４３０内の液体を、ガス供給部４１０からのガスと混合しつつ液体処理ノズル７１（図３０）を流通させたのち液体貯留部４３０内に戻す形で循環送液させる送液ポンプ２１８とを備えるものとして構成されている。
図３０に戻り、ガス溶解装置２６０の構成についてさらに説明する。該ガス溶解装置２６０は、内部液配管２０５の途上に送液ポンプ２１８を組み込んだ点を除くと、図２６のガス溶解装置２００と同一の構成を有するので、以下、主にその相違点についてのみ説明し、共通する構成要素には図２６と同一の符号を付与して、詳細な説明は省略する。すなわち、該構成では、内部液配管２０５がポンプ入口側の第一配管２０５Ａとポンプ出口側の第二配管２０５Ｂとに分割され、それぞれ送液ポンプ２１８の吸入側と吐出側に接続されている。該送液ポンプ２１８は電源回路２１３より駆動電圧を受電する。
また、図２６のフットスイッチは省略されており、制御基板２１２は次のような制御動作を行う。
（１）電源スイッチ２１４がオンとなるに伴い電源電圧の受電を検知し、電源ランプ２１５を点灯させる。
（２）以下のすべての条件が成立している場合に、電磁弁２０８に駆動信号ＳＶＤを出力し、電磁弁２０８を開状態に駆動する（これにより、液体処理ノズルにガス供給配管２１０を介してガスが供給される）。
ａ．流れセンサ２０４が、内部液配管２０５内の液体流れを検知している検知信号ＳＦを出力していること、
ｂ．圧力センサ２０９がガス供給配管２１０内のガス供給圧力の検知信号ＳＰを出力していること、及び、
（３）（２）のａ，ｂのいずれかが不成立になっている場合は、電磁弁２０８を閉状態に保つ。
図３０のガス溶解装置２６０の使用例を、その場合の動作とともに図３１により説明する。ガス溶解装置２００の適用先は風呂であり、液体貯留部としての浴槽４３０内の温水をガス溶解装置２６０により循環させつつ、ガスとして炭酸ガス又は水素を溶解させる、いわゆる炭酸風呂ないし水素風呂として活用するものである。ガス溶解装置２６０の液供給管接続部２０２Ｂには、浴槽４３０内の温水をガス溶解装置２６０に戻す、前述の循環配管の一部をなす戻り側配管４２５が接続されている。また、ガス溶解装置２６０の液排出管接続部２０２Ａには、浴槽４３０内にガス溶解装置２６０にてガスを溶解済みの温水を吐出する、循環配管の一部をなす吐出側配管４２２が接続されている。そして、ガス供給源となる炭酸ガスボンベ４１０（又は、水素ガスボンベ４２０：以下、説明は炭酸ガスボンベ４１０の場合で代表させる）の減圧弁４１１とガス溶解装置２６０のガス供給口継手２１１とがガス供給チューブ４１２により接続されている。
図３１において、まず浴槽４３０に対し図示しない給湯器から温水を満たす。そして、炭酸ガスボンベ４１１のバルブを開とし、電源スイッチ２１４（図３０）をオンにする。すると、ポンプ２１８が動作を開始し、浴槽４３０内の温水を、戻り側配管４２５を経て吸い込み、液体処理ノズル７１を通過させつつ吐出側配管４２２を経て浴槽４３０に戻すように循環流動させる。このとき、図３０にて、流れセンサ２０４は温水の流れを検知し、圧力センサ２０９はガス供給配管２１０を経て供給される炭酸ガス圧を検知しているので、制御基板２１２には液体流れの検知信号ＳＦとガス供給圧力の検知信号ＳＰが入力されている。したがって、制御基板２１２は駆動信号ＳＶＰを電磁弁２０８に出力し、電磁弁２０８が開いて液体処理ノズル７１に炭酸ガスが供給され、溶存炭酸ガスと微細気泡とを含んだ温水となって循環が継続される。図３１に示すごとく、炭酸ガスの供給を継続しながらの循環となるため、循環時間の経過とともに浴槽４３０内の温水の炭酸ガス濃度は増加する。そして、好みの炭酸ガス濃度となったところで電源スイッチ２１４をオフにすると、循環が停止する。すると、図２６の電磁弁２０８が自動的に閉じ、炭酸ガスボンベ４１０のバルブが開いていても、無駄な炭酸ガスが流失する恐れがない。
この状態で入浴すると、炭酸ガスを用いた場合は、皮膚への炭酸ガス浸透による血行促進効果が得られることは周知のとおりである。しかし、微細気泡が多量に含有されていることにより、皮膚の保湿性向上や汚れ落としの効果も合わせて達成される。また、炭酸ガスが微細気泡としても含有されていることにより、装置２６０による循環を停止した後も、溶存炭酸ガス濃度が長時間持続する利点も生ずる。
一方、炭酸ガスボンベ４１０が空になるか、炭酸ガスボンベ４１０のバルブが閉じられると、圧力センサ２０９によりガス圧力低下が検知され、同様に電磁弁２０８が閉じる。このとき、電源スイッチ２１４がオンになっていると、炭酸ガスが供給されない状態で浴槽４３０内の温水が循環されるが、この場合は浴槽４３０内の温水は微細気泡含有水となる。
一方、水素ガスを用いた場合は、次のような効果が期待される。すなわち、溶存水素分子の寸法が非常に小さいため、細胞の隙間など、皮膚表面からの速やかな吸収が期待されるほか、油面から蒸発する水素ガスを、呼吸によっても取り込むことができる。肌内部の細胞に浸透した溶存水素は皮膚組織内の活性酸素を、その還元作用により不活性化し、活性酸素が原因となる不具合（一般には、シミ、シワ、皮膚炎症、乾燥などの要因として活性酸素が関連付けられることが多い）の抑制が期待できる。
（実施の形態４）
図３２は、本発明の液体処理ノズルを用いて液体を循環させつつ、これに水素、窒素、あるいは酸素を溶解させる場合の装置の例を示している。該装置５５０は、実施の形態３の図２９の装置５００と多くの部分において共通しているが、タンク５０１から延出する配管５０７が、１パスの原料水供給配管ではなく、タンク側出口５０６からガス導入部２１９、送液ポンプ５０５及び液体処理ノズル１を経てタンク側入り口に戻る循環配管として形成されている点が相違する（その余の構成要素については図２９の装置５００と同一であるので、同じ符号を付与し、説明は繰り返さない）。そして、図２９と同様に、ガス導入部２１９には減圧弁４１１及びガス供給チューブ４１２を介して水素ガス供給源としての水素ボンベ４２０から水素ガスが供給される。
送液ポンプ５０５を動作させると、タンク５０１からの原料水はガス導入部２１９にて水素ボンベ４２０から水素ガスが供給されて水／水素ガスの混相流となり、送液ポンプ５０５で水素ガス相が予備粉砕された後、液体処理ノズル１にて水素ガスの溶解及び微細気泡への粉砕処理がなされ、タンク５０２に戻る。以降、タンク５０２内の水は循環しながら水素ガスの溶解及び微細気泡への粉砕が継続され、水素ガスの溶存濃度あるいは微細気泡の形成濃度が、図２９の１パスの場合よりも高められることとなる。こうして得られる循環水は、タンクに設けられたバルブ５０４を有する取出口５０３から回収される。
また、水素の溶存濃度が飽和値（たとえば常温常圧にて１．６ｐｐｍ）に到達した後も水素ガスを供給しながら循環を継続すると、溶存水素濃度は頭打ちとなるが、微細気泡の形成濃度は増加し続ける。その結果、たとえば加圧等により水素ガスを溶存させただけの水と比較して、溶存水素濃度自体には大きな差は見られないが、循環停止後に水を大気開放して放置したときの高溶存水素濃度の持続時間は、微細気泡水素（水素ナノバブルあるいはコロイド状水素）を多量に含む分、水素ガスを溶存させただけの水よりも相当長くなるのである（図３７、図３８：後述）。
図３２においては、水素ボンベ４２０に替えて窒素ボンベ４３０を用いると、原料水５０２の窒素溶解処理、ひいてはそれによる脱酸素処理が可能となる。窒素ガスの溶解効率が高くなることにより、より少ない窒素ガス流量及び循環時間にて、原料水５０２の酸素濃度を低減することができる。窒素微細気泡の形成により、低溶存酸素濃度状態を長期間保つことができるようになる。液体処理ノズル１が前述の標準構成となっていることで、液体処理ノズル１の入口側でのポンプ送水圧をたとえば０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、窒素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として、たとえば高々３循環程度までで、水の溶存酸素濃度を１ｐｐｍ以下とすることができる。このような酸素低減水は生鮮食品の洗浄（特に野菜洗浄機）に導入することで、酸素により酸化が抑制されることから、洗浄される食品の鮮度向上に大きく貢献する。また、酸素低減水を凍結して得られる氷は窒素氷と称され、鮮魚などの低温保存に使用することで、これもその鮮度維持等に大きな威力を発揮する。また、原料水５０２を、酒やワインなどのアルコール飲料とすることも可能である。その結果、循環前に溶存していた酸素が窒素置換により排出され、アルコール飲料の酸化防止を図ることができる。これにより、飲料の酸化防止に添加されていた亜硝酸塩等の酸化防止剤の添加量を削減したり、あるいは廃止したりすることが可能となる。そして、窒素微細気泡が大量に導入される結果、アルコール飲料中の酸素濃度はその後も上昇しにくくなり、長期にわたる品質保持も可能となる。
また、図３２において、水素ボンベ４２０に替えて酸素ボンベ４４０を用いると、原料水５０２の酸素溶解処理が可能となる。少ない酸素ガス流量及び循環時間にて溶存酸素濃度を顕著に上昇させることができる。タンク５０１に替えて、魚の飼育槽や、活魚（貝類も含む）を養生するための生簀とすることもでき、魚や貝などの酸素消費体が存在していても、より少ない酸素ガス流量にて高溶存酸素濃度を維持でき、ひいては魚や貝の鮮度維持、あるいは飼育密度の向上などに大いに貢献する。ガスとしては純酸素を用いてもよいし、元から酸素が欠乏する原水を使用する場合は、空気など窒素と酸素の混合ガスを用いてもよい。標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための酸素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体処理ノズル１の入口側でのポンプ送水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、酸素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として循環供給することにより、水の溶存酸素濃度を１０ｐｐｍ以上４０ｐｐｍ以下に上昇させることができる。なお、酸素ガス源あるいは窒素ガス源には、ボンベ以外にも、ＰＳＡ（Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｗｉｎｇ Ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎ）方式による酸素濃縮器あるいは窒素濃縮器を用いてもよいし、大規模にガス溶解を実施する場合は液体酸素ないし液体窒素を利用する気化式ガス発生装置を利用することも可能である。
図３３の装置５６０は、図３２の装置を、オゾンの循環溶解が可能となるように変形したものである（図３２の装置５５０と共通の部分には同じ符号を付与し、説明は省略する）。まず、オゾン発生源として、原料となる酸素ガスの供給源、ここでは酸素ボンベ４４０と、該酸素ボンベからの酸素をオゾン化するオゾン発生器（オゾナイザ）５６３とを有し、ガス供給チューブ４１２にはオゾン発生器５６３より、たとえば濃度１０ｐｐｍ以上１００ｐｐｍ以下のオゾン含有ガス（オゾン以外の部分はオゾン化しなかった酸素）が供給される。図３２と同様に循環処理を行うことにより、原料水を、オゾン／酸素混合気の微細気泡を含有したオゾン水とすることができる。標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するためのオゾン流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体処理ノズル１の入口側でのポンプ送水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、オゾン含有ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として循環供給することにより、水の溶存オゾン濃度を１ｐｐｍ以上２０ｐｐｍ以下に上昇させることができる。なお、循環させる気液混相流中のガス相は大半が酸素であるから、溶解しなかった廃酸素／オゾン混合気（以下、廃オゾンガスという）は、タンク５０１内にて浮上する。そこで、本実施形態では、この浮上する廃オゾン（＋酸素ガス）をオゾン発生器に戻して再利用する廃オゾンガス帰還経路４１３が設けられており、酸素及びオゾンの有効利用が図られている。なお、酸素源としては空気を用いることも可能である。
溶存オゾン水は一般に、大気に暴露した場合（特に、紫外線の照射下）に、オゾンの分解により、たとえば５ｐｐｍ程度の溶存オゾンは数分程度で消失することが知られている。しかし、本発明の方法を用いると、得られるオゾン水にはオゾンを含有した微細気泡が多量に含有される。これにより、大気に暴露した場合の溶存オゾン濃度の持続時間を飛躍的に高めることができるようになる。
（実施の形態５）
炭酸ガスを溶解する場合、水としては、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を使用することもできる。これにより、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨ値が例えば４．３〜６前後の弱酸性に保たれ、殺菌や消毒に有効な解離状体の次亜塩素酸濃度を大幅に高めることができるとともに、炭酸特有のｐＨ緩衝作用によりｐＨ値の変動も小さくすることができる。次亜塩素酸ナトリウム水溶液は、次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ以上１０００ｐｐｍ以下（３０ｐｐｍ〜２００ｐｐｍ以下が特に望ましい）であり、炭酸ガスの溶解濃度は２００ｐｐｍ以上１５００ｐｐｍ以下である。
たとえば、目標濃度の次亜塩素酸ナトリウム水溶液をあらかじめ用意し、これを図示しないタンク等に貯留して、図２６あるいは図２８のガス溶解装置２００，２５０の液流入管接続部２０２Ｂ側から外部ポンプ等を用いて送液して炭酸ガスを溶解させ、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨを４．３〜６に調整した後、液排出管接続部２０２Ａ側から取り出して消毒等に用いることができる。
一方、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を用いず、通常の水にガス溶解装置２００，２５０を用いて炭酸ガスを溶解し、追って次亜塩素酸ナトリウム水溶液を添加するようにしてもよい。このようにすると、特に液体処理ノズルの衝突部（ねじ部材）の材質に要求される耐化学薬品性を大幅に軽減することができる。この場合、液排出管接続部２０２Ａ側から取り出した炭酸ガス溶解済みの水に、目標濃度よりも高濃度の次亜塩素酸ナトリウム水溶液を添加することにより、ｐＨ調整済みの次亜塩素酸ナトリウム水溶液として用いることが可能である。
一方、図２６、図２８あるいは図３０のガス溶解装置２００，２５０，２６０において、液体処理ノズルから送出される炭酸ガスが溶解した水に対し、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を定量供給する次亜塩素酸ナトリウム水溶液供給部を組み込んだ装置を構成することも可能である。図３４の装置２７０は、図３０のガス溶解装置２６０に組み込んだ例を示すものであり、次亜塩素酸ナトリウム水溶液供給部３１０は、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を保持する水溶液タンク３１１と、液体処理ノズル７１の下流に組み込まれた水溶液供給ノズル３１７と、水溶液タンク３１１の次亜塩素酸ナトリウム水溶液を水溶液供給ノズル３１７に定量送液する送液ポンプ３１２とを有する。この実施形態では、水溶液供給ノズル３１７はティー継手（ベンチュリ型のエジェクタでもよい）を用いて構成し、その分岐開口に液導入用継手３３０が取り付けられ、水溶液タンク３１１からの液供給配管３１４が送液ポンプ３１２を介して液導入用継手３３０に取り付けられている。その余の構成及び基本動作については図２６と同じであり、共通する構成要素には図２６と同一の符号を付与してある。
電源スイッチ２１４をオンにすると、ポンプ２１８が動作し、液流入管接続部２０２Ｂ側から原料水を取り込みつつ図２９と同一の動作にて液体処理ノズル７１により炭酸ガスが溶解する。これと同時に送液ポンプ３１２が動作し、液体処理ノズル７１下流側で水溶液供給ノズル３１７から次亜塩素酸ナトリウム水溶液が定量注入される。送液ポンプ３１２の流量は、添加する次亜塩素酸ナトリウム水溶液の濃度と、ポンプ２１８が送液する原料水の流量に応じ、液排出管接続部２０２Ａ側で得られる次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ以上１０００ｐｐｍ以下となるように設定される。
なお、次亜塩素酸ナトリウム水溶液の注入中に、炭酸ガスの供給・停止を手動又は自動により切り替え可能に構成することも可能である。図３４においては切り替えスイッチ３３１を追加し、その切り替え信号ＳＣを受けた制御基板２０１が、図２６の装置におけるフットスイッチ２１６の作用と同様に電磁弁２０８の開閉を行い、炭酸ガスの供給・停止を切り替える。このようにすると、炭酸ガスの供給モードでは液排出管接続部２０２Ａからは殺菌性の高い弱酸性次亜塩素酸水が得られ、炭酸ガスの停止モードでは洗浄性の高いアルカリ性の次亜塩素酸ナトリウム水溶液（つまり、タンク３１１内の次亜塩素酸ナトリウム水をポンプ２１８が送液する原料水で希釈しただけのもの）が得られる。たとえば、炭酸ガスの停止モードで得られるアルカリ性の次亜塩素酸ナトリウム水溶液を用いて先に油脂やタンパク系の汚れを洗浄・除去した後、炭酸ガスの供給モードに切り替えて弱酸性次亜塩素酸水により除菌処理を行うなど、より高水準の衛生維持に貢献できる。DESCRIPTION OF EMBODIMENTS Hereinafter, embodiments for carrying out the present invention will be described with reference to the accompanying drawings.
(Embodiment 1)
FIG. 1 shows a cross section of a liquid processing nozzle that constitutes an embodiment of the present invention, along with an enlarged side surface from the liquid inlet side axial direction (see arrow A). The
Returning to FIG. 1, the material of the
Four
FIG. 2 is an enlarged view of the processing core unit CORE. Each set of collision parts formed in each
In addition, since the
Further, as shown in FIG. 2, in order to avoid interference of the
FIG. 16 shows a modification according to the arrangement of each screw member pair. In FIG. 16, in each of the two
Returning to FIG. 1, when four
Next, in FIG. 1, the
Returning to FIG. 1, in the projection onto the plane orthogonal to the axis O of the
That is, the
A throttle hole aspect ratio defined by L / de is 3.5 or less;
The throttle hole displacement T is smaller than the inner diameter d of the
-The throttle hole aggregation rate K is 0.2 or more.
Thus, when the
Further, the area St of the circumscribed
Further, as shown in FIG. 5, the length of the section located downstream of the
For example, the operation when water is circulated to the
When passing through the outer peripheral surface of the
In the
However, according to the configuration of the
(1) The throttle hole aspect ratio (see FIG. 5) defined by the aforementioned L / de is set to 3.5 or less, and the length of the branch section causing the drift, that is, the
(2) The throttle holes 9 are arranged close to the reference point O so that the throttle hole displacement T (see FIG. 1) is smaller than the inner diameter d of the
As a result, a decrease in flow velocity or non-uniformity in the
Furthermore, in the liquid processing nozzle of FIG. 1, the remaining section aspect ratio (see FIG. 5) defined by Lp / de is set to 1.0 or less. As shown in FIG. 9, until the liquid that has passed through the
Hereinafter, modifications of the liquid processing nozzle of FIG. 1 will be listed. Since there are many common points with the liquid processing nozzle of FIG. 1, the same reference numerals are given to common components, and the differences will be mainly described. First, as shown in FIG. 11, the plurality of
In the
FIG. 13 shows an example in which three
FIG. 14 shows an example in which the
FIG. 15 shows an example in which four
Hereinafter, usage examples of the liquid processing nozzle of the present invention (that is, embodiments of the liquid processing method) will be described. FIG. 18 shows a case where the liquid treatment nozzle of FIG. 1 is connected to the middle of a shower hose flow path for a general bathroom (or for business use such as a beauty salon), and the treated warm water (that is, warm water containing fine bubbles) is connected from the shower head. ) Can be injected. A first hose connection for connecting the
FIG. 19 shows an example in which the
In the example of FIG. 19, the
(Embodiment 2)
Next, a specific embodiment of the gas dissolving method using the liquid processing nozzle of the present invention will be described. FIG. 20 shows an example of a liquid processing nozzle in which the
If a gas supply pipe is connected to the gas introduction joint 30 (gas supply part), the gas to be dissolved in the
As shown in FIG. 22, when a liquid is supplied to the
The factor that forms the strong agitation region SM in the downstream region of the
Similarly to FIGS. 1 and 5, the
However, since the throttle hole aspect ratio is set to 3.5 or less, the flow loss in the entire processing core part CORE is small, and gas is also introduced into the flow F2 in the
Of course, the gas introduction holes 28 may be provided for all the throttle holes 9 (two in the example of FIG. 20), and in this case, the gas is distributed to both of the throttle holes 9 (
Also in this case, the gas is supplied while being distributed to both the throttle holes 9, but there is a characteristic that the distribution state of the gas to each
On the other hand, FIG. 25 shows a state in which the
In this case, as shown in FIG. 22, if the
In the gas dissolving method of the present invention, the simplest method is to dissolve the gas while flowing the liquid through the
Hereinafter, the details of the
A gas supply port joint 211 for connecting a gas supply pipe connected to an external gas supply source is attached to the surface of the
The
The
(1) As the
(2) When all the following conditions are satisfied, the drive signal SVD is output to the
a. The
b. The
c. The gas flow
(3) If any one of a to c in (2) is not established, the
A usage example of the
The
When the
In this embodiment, the gas flow
In the carbonated fine bubble water mode, blood circulation promotion effect by carbon dioxide permeation into the scalp (and the relaxation effect that accompanies it: the so-called head spa effect) can be obtained, and the cuticle of the hair is opened so that moisture can be easily absorbed into the hair. The action is remarkable. Furthermore, when hair dyeing work is performed using an amine-based hair dyeing agent, the hair dyeing agent is washed away with carbonated fine bubble water, so that damage to the hair due to alkali reaction can be reduced by the neutralizing effect of carbonic acid, or , You can enjoy the advantage that even long hair can be dyed uniformly and beautifully. On the other hand, fine bubbles are mainly used for cleaning effects such as removal of sebum, scalp dirt, and horny plugs that fill pores, as well as to improve the moisture retention of the hair and to prevent rough hands by maintaining the skin's moisture retention. It can be enjoyed in any mode of carbonated fine bubble water and non-carbonated fine bubble water. There is also a report that when the sebum stain is particularly strong, the effect of removing sebum is more remarkable when the pH of the warm water is not acidic, that is, non-carbonated fine bubble water. Since the carbonic acid fine bubble water mode naturally involves the consumption of carbon dioxide gas, it is more economical to suppress the carbon dioxide gas consumption by using non-carbonic fine water bubbles in a situation where the above-mentioned effect specific to carbonation is not particularly required. Thus, it can be said that it is desirable to appropriately use each mode of the carbonated fine bubble water and the non-carbonated fine bubble water depending on the scene.
Next, when the hot and cold
FIG. 28 shows an example of a
(Embodiment 3)
FIG. 29 shows an example of an apparatus in which hydrogen is dissolved in a liquid in one pass using the liquid processing nozzle of the present invention. Raw material water (including an aqueous solution and a colloidal solution as a concept) 502 is stored in a
When the
When using the
(Embodiment 4)
Next, the
Returning to FIG. 30, the configuration of the
Also, the foot switch in FIG. 26 is omitted, and the
(1) As the
(2) When all the following conditions are satisfied, the drive signal SVD is output to the
a. The
b. The
(3) When either a or b in (2) is not established, the
A usage example of the
In FIG. 31, first, hot water is filled in a
As is well known, when bathing in this state, when carbon dioxide is used, a blood circulation promoting effect by carbon dioxide permeation into the skin can be obtained. However, by containing a large amount of fine bubbles, the effect of improving the moisture retention of the skin and removing dirt is also achieved. In addition, since carbon dioxide is contained as fine bubbles, there is an advantage that the concentration of dissolved carbon dioxide lasts for a long time even after the circulation by the
On the other hand, when the
On the other hand, when hydrogen gas is used, the following effects are expected. That is, since the size of dissolved hydrogen molecules is very small, rapid absorption from the skin surface such as cell gaps is expected, and hydrogen gas evaporating from the oil surface can be taken in by respiration. Dissolved hydrogen that permeates cells in the skin inactivates active oxygen in the skin tissue due to its reducing action, and is active due to active oxygen (generally active as a factor such as spots, wrinkles, skin inflammation, and dryness) Suppression of oxygen is often associated).
(Embodiment 4)
FIG. 32 shows an example of an apparatus in which hydrogen, nitrogen, or oxygen is dissolved in a liquid while circulating using the liquid processing nozzle of the present invention. The
When the
Also, if the circulation is continued while supplying hydrogen gas even after the dissolved concentration of hydrogen reaches a saturation value (for example, 1.6 ppm at normal temperature and normal pressure), the dissolved hydrogen concentration reaches its peak, but the formation concentration of fine bubbles Continues to increase. As a result, there is no significant difference in the dissolved hydrogen concentration itself compared to water in which hydrogen gas is only dissolved by pressurization, for example. The duration of the dissolved hydrogen concentration is much longer than that of water in which hydrogen gas is merely dissolved because of the large amount of fine bubble hydrogen (hydrogen nanobubbles or colloidal hydrogen) (FIGS. 37 and 38: described later). .
In FIG. 32, when a
In FIG. 32, when an
The
It is known that dissolved ozone water generally disappears in about several minutes, for example, about 5 ppm due to decomposition of ozone when exposed to the atmosphere (particularly under ultraviolet irradiation). However, when the method of the present invention is used, the resulting ozone water contains a large amount of fine bubbles containing ozone. Thereby, the duration of the dissolved ozone concentration when exposed to the atmosphere can be dramatically increased.
(Embodiment 5)
When carbon dioxide is dissolved, an aqueous sodium hypochlorite solution can be used as water. As a result, the pH value of the sodium hypochlorite aqueous solution is kept weakly acidic, for example, around 4.3 to 6, and the hypochlorous acid concentration of the dissociated substance effective for sterilization and disinfection can be greatly increased. The pH value fluctuation can also be reduced by the pH buffering action peculiar to carbonic acid. The sodium hypochlorite aqueous solution has a hypochlorite ion concentration of 10 ppm or more and 1000 ppm or less (particularly preferably 30 ppm to 200 ppm or less), and a dissolved concentration of carbon dioxide gas is 200 ppm or more and 1500 ppm or less.
For example, a sodium hypochlorite aqueous solution having a target concentration is prepared in advance and stored in a tank (not shown) or the like, and is externally pumped from the liquid inflow
On the other hand, without using the sodium hypochlorite aqueous solution, the carbon dioxide gas may be dissolved in normal water using the
On the other hand, in the
When the
It is also possible to configure so that the supply / stop of carbon dioxide gas can be switched manually or automatically during the injection of the sodium hypochlorite aqueous solution. In FIG. 34, a
以下、本発明の液体処理ノズルの効果を確認するために種々の試験を行った。
（実施例１）
ノズルの形態はガス溶解を行わない試験については図２３に示すノズル１７１を、ガス溶解を行う試験については図２０に示すノズル７１を使用した。これら、両ノズルは、ノズル本体２の鍔状部２ａにおけるガス導入孔２８の有無のみである。ノズル本体２の材質はＡＢＳ樹脂であり、液体入口４と液体出口５の内径はφ１４ｍｍ（後述の表１：比較例である番号１７，１８は１８ｍｍ）、流入室６及び流出室７の流れ方向の長さはそれぞれ３０ｍｍである。コア部ＣＯＲＥについては、絞り孔９の形成個数を図２に示す配置にて２個、ないし図１５に示す４個のいずれかとし、絞り孔９の内径ｄはφ３．０〜φ４．６ｍｍ種々の値に、絞り孔変位Ｔについては０．９〜５．５ｍｍの種々の値にそれぞれ設定した。隔壁部８については、その外周縁が、絞り孔９の内径ｄと絞り孔変位Ｔの値に応じ、図１及び図１５の投影に示すごとく、液体流路３の中心軸線Ｏを中心とした絞り孔９内周縁への外接円２０とほぼ一致するように形成し、その厚みを７．０〜２０．０ｍｍの種々の値に調整した。流入室６及び流出室７の内周面は、各々液体入口４と液体出口５との内周縁から、隔壁部８の対応する側の外周縁に至る連続テーパ面として形成した。これにより、各ノズルの絞り孔アスペクト比は１．５２〜６．６７、絞り孔集約率Ｋは０．１１〜０．５５の種々の値に設定されている。
次に、衝突部１０は脚部先端面が平坦に形成されたねじ部材により、具体的にはＭ１．４ないしＭ１．６のＪＩＳ並目ピッチのなべ小ねじ（ＳＵＳ３０４ステンレス鋼製）を使用して形成した。このうち、図１型のレイアウトによる、絞り孔９の数が２個のノズルについては、各絞り孔に対して４本のねじ部材を図２に示す形態で配置した。図６に示すごとく、各絞り孔９について互いにずれて配置される二組のねじ対１０Ａ，１０Ｂないし１０Ｃ，１０Ｄの軸線方向の距離Ｊは、使用したねじ部材の外径（１．４ｍｍないし１．６ｍｍ）と等しく設定してある。また、絞り孔９に対する軸線方向のねじ対の配置位置は、個々のねじ対についてねじ孔９の残区間長Ｌｐ１〜Ｌｐ４が、その平均値（残区間平均長）にて２．８〜１３．８ｍｍの種々の値となるように設定している。他方、流入室側については、図６のごとく、最も上流側のねじ部材対１０Ｄの上流側の縁の位置を隔壁部８の端面と一致するように定めている。一方、図１５型の絞り孔９の数が４個のノズルについては、各絞り孔に対して１本のねじ部材を、絞り孔９に対する残区間長Ｌｐが０〜７ｍｍとなるように配置している。また、図２０のガス導入孔２８については、内径をφ２ｍｍとして、対応する絞り孔９内でねじ部材よりも上流に開口する形で形成している。
また、個々のノズルのコア部ＣＯＲＥにおける合計流通断面積Ｓｅは、液流入口４側から内部の実体写真を撮影し、その写真から液流通領域（つまり、図３等においてねじ部材１０に遮られない主流通領域２１及び液体流ギャップ１５の合計）の面積（以下、合計流通断面積Ｓｅという）を画像解析することにより算出した。該合計流通断面積Ｓｅの値も含め、コア部ＣＯＲＥにおける主要寸法及びパラメータの数値を表１にまとめて示している。このうち、＊を付与した番号のノズルは、表中同様に＊を付与した寸法ないしパラメータの値にて本発明の範囲外となっていることを示すものである。
元圧０．２ＭＰａの水道蛇口から延びる配管を各ノズルの流入口側に接続し、かつ、その入口側に水圧計を取り付けた。そして、その状態で水道蛇口の開きを、水圧計の指示圧が０．１ＭＰａとなるように調整し、ノズルの流出口から流出する水道水（溶存酸素濃度：８ｐｐｍ）の流量（水流量Ｑ：Ｌ／ｍｉｎ）を測定した。また、この水流量Ｑを表１の合計流通断面積Ｓｅで除した値を水流束Ｑ／Ｓ（Ｌ・ｍｍ２／ｍｉｎ）として算出した。
（２）平均気泡径の測定
（１）にて、ノズルの流出口から流出する水道水をレーザー回折式粒度分布測定装置（（株）島津製作所：ＳＡＬＤ７１００Ｈ）の測定セルに導き、平均気泡径を測定した。ノズルから流出した水は１Ｌのビーカーに採取した後、１分間放置して粗大な気泡を浮上させたのち測定に供している。レーザー回折式粒度分布測定装置は、測定セルにレーザー光ビームを一定角度で入射し、気泡と水との屈折率差及び気泡径に応じ、気液界面で生じる光散乱の立体的な散乱分布が異なることを利用して、角度別の散乱光強度を個別の光検出器により検出し、各センサの検出強度分布から気泡径分布に係る情報を得るものである。得られる分布は体積気泡径分布であるが、装置付属のソフトウェアにより、気泡を球形近似することにより数平均径分布に変換し、これに基づいて算出した数平均気泡径を表示している。また、上記測定装置にはセルを通過するレーザー光の吸光度を測定する機能が付随しており、この吸光度が高いほどセル内には高濃度で気泡が存在することを意味する。該吸光度の値は相対的なものであり、気泡濃度の絶対値の情報は得られないが、同時に測定する複数試料の気泡濃度を相対的に比較することが可能であり、表２には該吸光度の値も合わせて表示している（なお、装置が表示する吸光度の最大値は０．２である）。
（３）炭酸ガス溶解テスト
図２６のガス溶解装置２００のノズル７１として表１の種々のノズルを組み込み、給湯器を用いて水温３５℃の温水を、液供給管接続部２０２Ｂ側に取り付けた水圧計にて動水圧が０．１ＭＰａとなるように調整し流しつつ、ガス供給口継手２１１から炭酸ガスを、供給圧０．２ＭＰａ、炭酸ガス流量が水流量と同じになるように供給することにより、炭酸ガスを溶解させ温水を液流出管接続部２０２Ａに接続したホースより回収して、市販の炭酸ガス濃度計を用いて炭酸ガス濃度を測定した。
（４）水素ガス溶解テスト
図３２に示す装置５５０に表１の種々のノズル（ただし、ガス導入孔なし）を組み込み、タンク５０１を逆浸透膜処理した精製水１８０Ｌで満たすとともに、ポンプ循環流量をノズル１とポンプ５０５との間で測定した供給圧が０．１ＭＰａとなるように調整した。この状態でガス導入部２１９から水素ガスを、供給圧力０．３ＭＰａ、水素ガス流量が常圧換算にて循環流量の２０％となるように調整しつつ供給して水素ガス溶解を行った（タンク上部は大気開放）。循環時間は、タンク内精製水の体積をポンプ循環時間で除した時間と等しくなるように定めた。循環停止後、水素ガス溶解済みの水を取出口５０３から開口径１８ｃｍの樹脂製ビーカーに５Ｌだけ採取し、隔膜ポーラ口電極式の溶存水素計にて溶存水素濃度を直ちに測定した。
（５）窒素ガス溶解テスト
図３２に示す装置５５０に表１の種々のノズル（ただし、ガス導入孔なし）を組み込み、タンク５０１を３０Ｌの水道水（溶存酸素濃度８ｐｐｍ）で満たすとともに、ポンプ循環流量をノズル１とポンプ５０５との間で測定した供給圧が０．１ＭＰａとなるように調整した。この状態でガス導入部２１９から窒素ガスを、供給圧力０．３ＭＰａ、窒素ガス流量が常圧換算にて循環流量の２０％となるように調整しつつ供給して窒素ガス溶解を行うとともに（タンク上部は大気開放）、タンク内の水の溶存酸素濃度を光学式溶存酸素計にて継続的に測定し、酸素濃度が１ｐｐｍ未満の値となるまでに要する時間を特定した。
（５）酸素ガス溶解テスト
図３２に示す装置５５０に表１の種々のノズル（ただし、ガス導入孔なし）を組み込み、周知の減圧脱気処理により脱酸素した水３０Ｌにてタンク５０１を満たすとともに、ポンプ循環流量をノズル１とポンプ５０５との間で測定した供給圧が０．１ＭＰａとなるように調整した。この状態でガス導入部２１９から純酸素ガスを、供給圧力０．３ＭＰａ、酸素ガス流量が常圧換算にて循環流量の２０％となるように調整しつつ供給して酸素ガス溶解を行った（タンク上部は大気開放）。循環時間は、タンク内精製水の体積をポンプ循環流量で除した時間と等しくなるように定めた。循環停止後、酸素ガス溶解済みの水を取出口５０３から開口径１８ｃｍの樹脂製ビーカーに５Ｌだけ直ちに採取し、光学式溶存酸素計にて溶存酸素濃度を測定した。
以下、得られた結果について説明する。
（Ａ）水流束と微細気泡の発生効率について
本発明の液体処理ノズルの要件、すなわち絞り孔アスペクト比３．５以下、及び（絞り孔変位Ｔ）＜（絞り孔の内径ｄ）を充足する実施例ノズル（番号１〜１４）は、これら２つの条件をいずれも充足しない番号１７及び１８の比較例ノズル（このうち、番号１８のノズルは図４０に示した特許文献９のノズルとほぼ同一の構成を有するものである）よりも、同じ水供給圧力にて得られる水流束値が大幅に高い。また、レーザー散乱式粒度計による気泡数平均径の値は１２０ｎｍ〜２９０ｎｍと非常に小さく、かつ、こうした微細気泡の濃度を反映した吸光度の値が比較例ノズル１７，１８より数倍ないし数十倍高い。すなわち、比較例ノズルよりも大流量であって、かつ微細気泡の発生効率に優れた液体処理ノズルが実現されていることが明らかである。また、絞り孔アスペクト比と絞り孔変位Ｔの一方のみが本発明の条件を充足しない番号１５及び１６の比較例ノズルは水流束及び吸光度の値は若干改善されるものの、本発明実施例である番号１〜１４の液体処理ノズルには及ばない。
また、番号１〜１４の実施例ノズルにおいては、絞り孔アスペクト比の値が小さくなるほど、また、絞り孔変位Ｔの絞り孔の内径ｄからの隔たりが大きくなるほど水流束の値は大きくなり、また、気泡径の数平均値の値は小さくなり、気泡形成密度を反映した吸光度の値は大きくなる傾向にある。この場合、残区間平均長の値以外を同じに設定した番号６と番号７の結果を比較すれば明らかな通り、残区間アスペクト比が小さい番号６のノズルは、残区間アスペクト比が大きい番号７のノズルと水流束の値はほぼ同じであるが、気泡径の数平均値の値は番号６のノズルのほうが小さく、吸光度の値は大きくなる傾向にある。すなわち、絞り孔の残区間長が短いノズルのほうが、微細気泡の発生効率が高いことがわかる。
また、合計流通断面積、絞り孔変位及び絞り孔アスペクト比がほぼ同じ値に設定されたノズルのうち、絞り孔９の数を２つとし、各絞り孔９に図２のごとくに４本のねじ部材を配した番号１のノズルと、図１５のごとく絞り孔９の数を４つとし、各絞り孔９に１本のねじ部材を配した番号１１のノズルの場合を比較すると、水流束の値はそれほど大きな開きはないものの、図２型の構成を採用した番号１のノズルのほうが、微細気泡の発生効率に優れていることがわかる。
（Ｂ）ガスの溶解効率について
本発明の液体処理ノズルの要件を充足する実施例ノズル（番号１〜１４）は、これら２つの条件をいずれも充足しない番号１７及び１８の比較例ノズルよりも、同じ水供給圧力及び同じガス／水流量比で溶解を行っているにもかかわらず、炭酸ガス濃度、溶存水素濃度、及び溶存酸素濃度のいずれも高く、優れたガス溶解能力を発揮することがわかる。特に、水への溶解度が高く水との混合比が非常に大きくならざるを得ない炭酸ガスは、１パス溶解であるにも関わらず、実施例ノズルは比較例ノズルの２〜４倍以上の濃度にて溶解できていることがわかる。絞り孔アスペクト比と絞り孔変位Ｔの一方のみが本発明の条件を充足する番号１５及び１６の比較例ノズルは、炭酸ガス濃度は若干上昇するものの、実施例ノズルとの差は依然非常に大きい。また、水への体積溶解率が非常に小さい水素に関しても、比較例ノズルを用いた場合は非常に低い溶存水素濃度しか得られていないが、実施例ノズルでは高濃度で水素が溶解できており、条件によっては、溶存水素の飽和値である１．６ｐｐｍないしそれを超える溶存水素の測定値が得られている。隔膜ポーラ口グラフ式溶存水素計においては、水素の微細気泡が多量に含まれている場合、飽和濃度以上の溶存濃度測定値を示す現象が見られる。また、体積溶解度がさらに小さい窒素の場合、実施例ノズルは溶存酸素濃度が１ｐｐｍに到達するまでの時間が比較例ノズル（番号１５，１６）よりも短く、窒素置換による脱酸素能力にも優れていることがわかる（なお、比較例１７，１８は循環１５分を経過しても溶存酸素濃度を１ｐｐｍ未満とできなかったので、テストを途中で打ち切った）。
また、番号１〜１４の実施例ノズルにおいては、絞り孔アスペクト比の値が小さくなるほど、また、絞り孔変位Ｔの絞り孔の内径ｄからの隔たりが大きくなるほどガスの種別によらずその溶解効率が向上していることがわかる。この場合、残区間平均長の値以外を同じに設定した番号６と番号７の結果を比較すれば明らかな通り、残区間アスペクト比が小さい番号６のノズルは、残区間アスペクト比が大きい番号７のノズルと水流束の値はほぼ同じであるが、どのガスについても番号７よりもはるかに高い溶解性能を示している。また、合計流通断面積、絞り孔変位及び絞り孔アスペクト比がほぼ同じ値に設定されノズルのうち、前述の番号１のノズルと番号１１のノズルの場合を比較すると、図２型の構成を採用した番号１のノズルのほうが、ガスの種別によらず番号１１の２倍以上の溶解性能を示していることもわかる。
（実施例２）
表１のノズルのうち、特にガス溶解性能の高かった番号１のノズルについて、炭酸ガス及び水素ガスの溶解能力をさらに詳細に調べた結果について説明する。まず、炭酸ガスについては、実施例１と同じ装置にて、水圧と炭酸ガス／水流量比を種々の値に設定し、得られた水のｐＨ及び炭酸ガス濃度を測定した。具体的には、水流量（水流束）を種々の値に固定しつつ、炭酸ガスの流量（ガス圧力は実施例１と同じ）を変更しながら、上記の測定を行った。また、得られた水の炭酸ガス濃度から溶存炭酸ガス体積を計算し、流した炭酸ガスの総流量に基づいて炭酸ガスの溶解効率と、溶解しきれず廃ガスとなる流量（排ガス流量）とを算出した。以上の結果を表３に示すとともに、水流束の値ごとに各炭酸ガス／水流量比に対し炭酸ガス濃度測定結果をプロットしたグラフを図３５に、同様に炭酸ガス溶解効率の計算結果をプロットした結果を図３６にそれぞれ示す。
また、図３７は、同じ番号１のノズルを用い、実施例１と同じ条件で水素を導入しつつ水を循環させた時の、溶存水素濃度の測定値と循環時間の関係を示すグラフである（タンク上部は大気開放）。表２によると、番号１のノズルの水圧０．１ＭＰａでの流量は１５．７Ｌで／分であり、タンク内の水１８０Ｌを一巡させるのに約１２分が必要である。すなわち、１２分後の溶存水素値は、同じ条件で水素を流通しながらノズルに水を１パス流通させた時に得られる水素濃度値をほぼ反映していると考えられるが、図３７のグラフによると、１２分後の溶存水素濃度はすでに１ｐｐｍを超えていることがわかり、水素ガスを向き込みながら水道圧レベルの水圧でノズルを通すだけで、加圧などの処理を施さずとも、極めて簡単に高濃度の水素を溶解できることがわかる。そして、その後、ほぼ二巡目に相当する２４分後には水素濃度は常温常圧での飽和値１．６ｐｐｍに到達し、その後３０分を経過した時点で飽和値を超える１．８ｐｐｍ前後となったのち、６０分後までほぼ同じ溶存水素値を維持し続けた。
そして、６０分まで循環を行った水を、開口径１８ｃｍの樹脂製ビーカーに５Ｌ採取し、これを気温２０℃の条件で大気中に暴露しながら、溶存水素濃度の変化を調べた。なお、比較のため、５Ｌの水を圧力容器に入れ、０．１５ＭＰａの圧力にて水素ガスを加圧し１時間保持した後圧力解除したものの溶存水素濃度の変化を同時に測定した。その結果を図３８に示す。比較例の水は溶存水素のみを含んでいると推定されるが、溶存水素濃度の初期値はほぼ飽和値の１．６ｐｐｍを示したものの８時間後には初期値の半分を大きく下回る０．５ｐｐｍとなり、１６時間後には０．２ｐｐｍまで減少した。これに対し、実施例の水は、１６時間を経過してもなお、１．２ｐｐｍもの非常に高い溶存水素濃度を示すことがわかる。このような持続性の高い溶存水素水が、上記のごとく極めて簡単な方法で得られることは特筆に値する。
ヘンリーの法則に従う溶存水素の蒸発はヘルツ・クヌーセンの式に従って進行し、接触雰囲気における液面直上の水素濃度、すなわち溶存水素濃度に比例して蒸発速度が増加することが知られている。すなわち、同じ溶存水素濃度を示す瞬間であれば、実施例の水も比較例の水も同じ蒸発流束で溶存水素が揮散していると考えなければならない。したがって、溶存水素濃度の測定値の減少速度が小さくなるということは、水素の蒸発速度そのものが低下しているからではなく、実施例の水が溶存水素以外に水素微細気泡を大量に含んでおり、溶存水素が蒸発して濃度が減少しようとしても、微細気泡からの水素が新たに周囲の水に溶出して補われる結果、溶存水素の減少速度が見かけ上小さくなっていることに他ならない。
なお、溶存水素の蒸発速度は、ヘルツ・クヌーセンの式によれば、容器内での液面の面積に比例し液体積に反比例して変化する。従って、溶存水素濃度の持続時間を測定する場合、同じ形状の容器に同じ量だけ液体を入れて測定したデータ同士でなければ、直接比較ができないことを付言しておく。Hereinafter, various tests were performed to confirm the effect of the liquid treatment nozzle of the present invention.
Example 1
As the nozzle configuration, a
Next, the
Further, the total flow sectional area Se in the core part CORE of each nozzle is taken from the
(2) Measurement of average bubble diameter In (1), tap water flowing out from the nozzle outlet is led to a measurement cell of a laser diffraction particle size distribution measuring device (Shimadzu Corporation: SALD7100H), and the average bubble diameter is determined. It was measured. The water flowing out from the nozzle is collected in a 1 L beaker and then left for 1 minute to float coarse bubbles and then used for measurement. The laser diffraction particle size distribution measuring device makes a laser light beam incident on a measurement cell at a certain angle, and a three-dimensional scattering distribution of light scattering generated at the gas-liquid interface according to the refractive index difference between the bubble and water and the bubble diameter. By utilizing the difference, scattered light intensity for each angle is detected by an individual photodetector, and information related to the bubble diameter distribution is obtained from the detected intensity distribution of each sensor. The obtained distribution is a volume bubble size distribution, but the software attached to the apparatus converts the bubble into a spherical shape by converting it into a spherical shape, and the number average bubble size calculated based on this is displayed. Further, the measuring device is accompanied by a function for measuring the absorbance of the laser light passing through the cell, and the higher the absorbance, the higher the concentration of bubbles in the cell. The absorbance value is relative, and information on the absolute value of the bubble concentration cannot be obtained. However, it is possible to relatively compare the bubble concentrations of a plurality of samples to be measured simultaneously. The absorbance value is also displayed together (note that the maximum absorbance displayed by the device is 0.2).
(3) Carbon dioxide gas dissolution test Various nozzles shown in Table 1 are incorporated as the
(4) Hydrogen gas dissolution test Various nozzles (but no gas introduction holes) shown in Table 1 were incorporated into the
(5) Nitrogen gas dissolution test Various nozzles shown in Table 1 (but no gas introduction holes) are incorporated in the
(5) Oxygen gas dissolution test Various nozzles (but no gas introduction holes) shown in Table 1 are incorporated in the
Hereinafter, the obtained results will be described.
(A) Generation efficiency of water flux and fine bubbles Satisfies the requirements of the liquid processing nozzle of the present invention, that is, the throttle hole aspect ratio of 3.5 or less, and (throttle hole displacement T) <(inner diameter d of the throttle hole). Example nozzles (Nos. 1 to 14) are comparative nozzles Nos. 17 and 18 that do not satisfy these two conditions (the nozzle No. 18 is substantially the same as the nozzle of
In the nozzles of Examples 1 to 14, the value of the water flux increases as the value of the throttle hole aspect ratio decreases, and as the distance of the throttle hole displacement T from the inner diameter d of the throttle hole increases. The number average value of the bubble diameter tends to be small, and the absorbance value reflecting the bubble formation density tends to be large. In this case, as apparent from comparing the results of No. 6 and No. 7 that are set to be the same except for the value of the remaining section average length, the nozzle of No. 6 having a smaller remaining section aspect ratio has a larger remaining section aspect ratio. The value of the water flux is almost the same as that of the nozzle No. 6, but the number average value of the bubble diameter is smaller for the nozzle No. 6 and the absorbance value tends to be larger. That is, it can be seen that the nozzle with a shorter remaining length of the throttle hole has higher generation efficiency of fine bubbles.
Further, among the nozzles in which the total flow sectional area, the throttle hole displacement, and the throttle hole aspect ratio are set to substantially the same value, the number of the throttle holes 9 is two, and each
(B) About the dissolution efficiency of gas Example nozzles (Nos. 1 to 14) satisfying the requirements of the liquid processing nozzle of the present invention are more than the comparative example nozzles of Nos. 17 and 18 that do not satisfy these two conditions. Despite dissolving at the same water supply pressure and the same gas / water flow ratio, the carbon dioxide concentration, dissolved hydrogen concentration, and dissolved oxygen concentration are all high, and it shows that excellent gas dissolving ability is exhibited. . In particular, the carbon dioxide gas, which has a high water solubility and a very high mixing ratio with water, is one-pass dissolution, but the example nozzle is 2 to 4 times or more that of the comparative nozzle. It turns out that it has melt | dissolved in the density | concentration. In the comparative example nozzles of Nos. 15 and 16 in which only one of the throttle hole aspect ratio and the throttle hole displacement T satisfies the conditions of the present invention, the carbon dioxide gas concentration slightly increases, but the difference from the example nozzle is still very large. . In addition, even for hydrogen with a very small volume dissolution rate in water, only a very low dissolved hydrogen concentration was obtained when the comparative example nozzle was used, but the example nozzle was able to dissolve hydrogen at a high concentration. Depending on the conditions, a dissolved hydrogen measurement value of 1.6 ppm or more, which is a saturation value of dissolved hydrogen, is obtained. In the diaphragm polar graph type dissolved hydrogen meter, when a large amount of fine hydrogen bubbles are contained, a phenomenon showing a measured dissolved concentration value equal to or higher than the saturation concentration is observed. Further, in the case of nitrogen having a smaller volume solubility, the time required for the example nozzle to reach a dissolved oxygen concentration of 1 ppm is shorter than that of the comparative example nozzles (Nos. 15 and 16), and is excellent in deoxygenation ability by nitrogen substitution. (In Comparative Examples 17 and 18, since the dissolved oxygen concentration could not be less than 1 ppm even after 15 minutes of circulation, the test was terminated halfway).
Further, in the example nozzles of Nos. 1 to 14, the dissolution efficiency regardless of the type of gas, as the value of the throttle hole aspect ratio becomes smaller and as the distance of the throttle hole displacement T from the inner diameter d of the throttle hole becomes larger. It can be seen that is improved. In this case, as apparent from comparing the results of No. 6 and No. 7 that are set to be the same except for the value of the remaining section average length, the nozzle of No. 6 having a smaller remaining section aspect ratio has a larger remaining section aspect ratio. Nozzle and water flux values are almost the same, but each gas shows much higher dissolution performance than
(Example 2)
Among the nozzles in Table 1, the results of examining the dissolving ability of carbon dioxide gas and hydrogen gas in more detail for the nozzle of No. 1 that has particularly high gas dissolving performance will be described. First, with respect to carbon dioxide, the water pressure and the carbon dioxide / water flow ratio were set to various values in the same apparatus as in Example 1, and the pH and carbon dioxide concentration of the obtained water were measured. Specifically, the above measurement was performed while changing the flow rate of carbon dioxide gas (the gas pressure is the same as in Example 1) while fixing the water flow rate (water flux) at various values. Also, the volume of dissolved carbon dioxide is calculated from the carbon dioxide concentration of the water obtained, and the dissolution efficiency of carbon dioxide based on the total flow rate of the flowed carbon dioxide and the flow rate (exhaust gas flow rate) that cannot be dissolved and become waste gas are calculated. Calculated. The above results are shown in Table 3, and a graph plotting carbon dioxide concentration measurement results for each carbon dioxide gas / water flow ratio for each water flux value is plotted in FIG. The results are shown in FIG.
FIG. 37 is a graph showing the relationship between the measured value of the dissolved hydrogen concentration and the circulation time when water was circulated while introducing hydrogen under the same conditions as in Example 1 using the
Then, 5 L of water that had been circulated for 60 minutes was collected in a resin beaker having an opening diameter of 18 cm, and the change in dissolved hydrogen concentration was examined while exposing it to the atmosphere at a temperature of 20 ° C. For comparison, 5 L of water was put in a pressure vessel, hydrogen gas was pressurized at a pressure of 0.15 MPa, held for 1 hour, and then the pressure was released, and the change in dissolved hydrogen concentration was measured simultaneously. The result is shown in FIG. Although the water of the comparative example is presumed to contain only dissolved hydrogen, the initial value of the dissolved hydrogen concentration was approximately 1.6 ppm of the saturation value, but after 8 hours, 0.5 ppm, which is far below half of the initial value. And decreased to 0.2 ppm after 16 hours. In contrast, the water of the example shows a very high dissolved hydrogen concentration of 1.2 ppm even after 16 hours. It is worthy of special mention that such highly sustainable dissolved hydrogen water can be obtained by an extremely simple method as described above.
It is known that the evaporation of dissolved hydrogen according to Henry's law proceeds according to the Hertz-Knusen equation, and the evaporation rate increases in proportion to the hydrogen concentration immediately above the liquid level in the contact atmosphere, that is, the dissolved hydrogen concentration. That is, at the moment when the same dissolved hydrogen concentration is shown, it must be considered that dissolved water is volatilized with the same evaporative flux in the water of the example and the water of the comparative example. Therefore, the decrease rate of the measured value of the dissolved hydrogen concentration is reduced not because the hydrogen evaporation rate itself is decreasing, but the water of the example contains a large amount of hydrogen fine bubbles in addition to dissolved hydrogen. Even if the concentration of hydrogen decreases due to evaporation of dissolved hydrogen, hydrogen from the fine bubbles is newly dissolved in the surrounding water to compensate for the decrease in dissolved hydrogen.
The evaporation rate of dissolved hydrogen varies in proportion to the liquid surface area in the container and inversely proportional to the liquid volume according to the Hertz Knudsen equation. Therefore, when measuring the duration of the dissolved hydrogen concentration, it should be noted that direct comparison is not possible unless the data are measured by putting the same amount of liquid in the same shape container.
１，５１，７１，１７１ 液体処理ノズル
２ ノズル本体
Ｏ 中心軸線
３ 液体流路
４ 液体入口
５ 液体出口
６ 流入室
７ 流出室
８ 隔壁部
９ 絞り孔
１０ 衝突部（ねじ部材）
ＣＯＲＥ 処理コア部
１１ 山部
１２ 谷部
１５ 液体流通ギャップ
１６ 流入側接続部（ねじ部）
１７ 流出側接続部（ねじ部）
２０ 外接円
２８ ガス導入孔
２００，２６０，２７０，５００，５５０，５６０ ガス溶解装置1, 51, 71, 171
CORE
17 Outflow side connection (screw)
20 circumscribed
上記の課題を解決するために、本発明の液体処理ノズルは、液体流路が形成されたノズル本体と、液体流路を液体入口側の流入室と液体出口側の流出室とに区画する隔壁部と、隔壁部に貫通形成され流入室と流出室とを互いに別経路にて連通させる複数の絞り孔と、絞り孔の内面から各々突出するとともに外周面に周方向の山部と高流速部となる谷部とが複数交互に連なるように形成された衝突部とからなる処理コア部とを備え、液体流路にガスが溶存した液体を供給し衝突部に液体を衝突させることにより、該液体が谷部内にて増速するときの減圧沸騰作用により微細気泡を生じさせるようにする。そして、絞り孔は、それら絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定され、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において、隔壁部の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の前記絞り孔の内周縁までの距離Ｔが該絞り孔の内径ｄよりも小さくなる程度に近接配置されてなることを特徴とする。
また、本発明の液体処理方法は、上記本発明の液体処理ノズルの液体入口に液体を供給し、該液体を衝突部に接触させて液体出口から流出させることを特徴とする。
上記本発明によると、ノズル本体において液体の流れは、衝突部に衝突してその下流に迂回する際に、谷部内にて絞られることにより増速して激しいキャビテーションを起こし、その減圧沸騰作用により気泡を生じつつ液体を激しく撹拌する。これに、衝突部を高速流が迂回する際に生ずる渦流も加わり、衝突部の周辺及び直下流域には非常に顕著な撹拌領域が形成されることとなる。気泡を析出する減圧域は衝突部周囲の谷底付近に限られており、高速の液体流はほとんど瞬時的に該領域を通過してしまうから、発生した気泡はそれほど成長せずに上記の撹拌領域に巻き込まれ、微細気泡が効率的に発生することとなる。
そして、本発明の液体処理ノズルにおいては、ノズル本体の液体流路の中間に隔壁部を形成し、隔壁部に複数個の絞り孔を設け、山部と谷部とを交互に形成した衝突部、すなわち、谷部を高流速部としてキャビテーションを発生させるための衝突部を各絞り孔内に突出配置する。つまり、図３９のユニット６００では絞り部前後の流路が複数のノズルとして独立配置されていた構造を、１個のノズルの隔壁部に複数の絞り部を形成し、その前後の流路区間を、該隔壁部が区画する流入室ないし流出室に集約して、それら複数の絞り部により共有化させる構造に改めるのである。これにより、流路が複数系統に分岐する区間は隔壁部に形成された絞り孔のみに短縮することができ、分岐流路が長くなることに由来した偏流発生の防止に大きく貢献する。しかし、単にこの構造を採用するだけでは偏流防止を十分に果たすことはできない。その理由は以下の通りである。
・隔壁部の厚みが大きくなり断面積の小さい絞り孔自体の長さが増すと、その前後の区間が流入室ないし流出室として集約されていたとしても、偏流は発生しやすくなる。
・隔壁部に形成する複数の絞り孔が、管内壁との流体摩擦により低流速化する隔壁部外周領域に形成されていると、その流速低下の影響により偏流が発生しやすくなる。
したがって、偏流防止のためには、上記２点を抑制するための条件が必須となるのであり、本発明においては、
（１）絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、絞り孔の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比を３．５以下に設定し、
（２）隔壁部の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の絞り孔の内周縁までの距離（絞り孔変位）Ｔが、該絞り孔の内径ｄよりも小さくなる程度に、それら絞り孔を基準点周りに近接配置すること、
により上記の問題を解決する。
すなわち、（１）の要件により、偏流の原因となる分岐区間の長さ、すなわち、衝突部を配置する絞り孔の長さが十分短くなり、（２）の要件により、絞り孔は、高流速となる隔壁部の中央に集約される、つまり、全ての絞り孔が隔壁部の中心に近い位置に集めて配置される。その結果、絞り孔内での流速の低下ないし不均一化が抑制され、偏流を確実に防止することができる。すなわち、衝突部を有する絞り孔を複数形成することで十分なキャビテーション効果と十分な流量とを両立することができ、かつ、個々の絞り孔が上記（１）（２）の要件を充足することにより、複数の絞り孔間での偏流が効果的に抑制され、キャビテーション効果に基づいた微細気泡発生を安定的に継続できるようになる。
Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下になるか、あるいは絞り孔変位Ｔが絞り孔の内径ｄよりも小さくなるか、のいずれが欠けた場合でも、絞り孔内での流速低下ないし偏流に由来して、微細気泡の発生効率が十分でなくなる。絞り孔アスペクト比Ｌ／ｄｅの値は、望ましくは３以下であること、より望ましくは２．５以下であるのがよい。また、絞り孔変位Ｔは絞り孔の内径ｄの望ましくは１／２以下であるのがよい。
なお、絞り孔内の流量損失を抑え、かつ、偏流を防止する観点にあっては、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比の値は、衝突部を配置するために必要なスペースを絞り孔内面に確保できる範囲内で、なるべく小さく設定することが望ましいといえる（後述するごとく、流入室と流出室の内面を、各々隔壁部に向けて縮径するテーパ面とする場合は、このテーパ面を直結し、その結合位置に衝突部を形成する構成もあり得るが、この場合の絞り孔の長さは、衝突部の突出基端位置での外径であるものとして定義する）。また、絞り孔変位Ｔの値も、絞り孔内の流速を高める観点から、なるべく小さく設定することが望ましく、たとえば隔壁部中心位置で２つの絞り孔が互いに接するか、あるいは連結される場合など、ゼロとなることを妨げない。
以下、本発明の液体処理ノズルを構成する幾何学的要素の概念を明確にするための、必要な定義について列挙する。
（定義１）絞り孔は流れ軸線方向に均一な断面を有する孔としてもよいし、中間部で縮径する不均一断面を有する孔としてもよい。本明細書において、「絞り孔の軸断面積」とは、流れ軸線方向にて最もその値が小さくなる位置での軸断面積を意味するものとする。
（定義２）絞り孔の軸断面形状はたとえば円形にすることが望ましいが、過度の損失を生じない限り、楕円や正多角形状（正方形、正六角形、正八角形等）の軸断面形状も可能である。このとき、絞り孔の内径ｄは、定義１で規定する絞り孔の軸断面積と等価な面積を有する円の直径を意味するものとする。複数の絞り孔は、軸断面積を異ならせることも可能であるが、この場合、絞り孔の内径ｄは、それら複数の絞り孔についての平均値を意味するものとする。絞り孔の長さについても同様。
（定義３）隔壁部の投影領域の中心位置とは、投影領域が円形の場合はその中心を意味する。しかし、隔壁部の投影領域が正多角形状や楕円状となることも発明概念上は許容され、この場合は当該投影領域の幾何学的重心位置を中心位置として定める。
なお、本発明と同様の隔壁部を有し、これに絞り孔を複数形成した液体処理ノズルは、たとえば特許文献９の公報図２、あるいは特許文献１１の公報図６などにも開示されている。しかし、特許文献９の構成は、その要部を図４０に示す如く、ねじ部材５１３がそれぞれ１本ずつ配置された４つの絞り孔６１２のアスペクト比（Ｌ／４ｄ）が、公報図２から読み取れる寸法を用いて前述の定義に従って計算すると４以上と大きい値となる。そして、隔壁部に相当する部材本体６１１の軸断面中心に対する絞り孔変位Ｔは、絞り孔内径ｄの２倍程度にも及ぶ。特許文献９に開示された寸法通りに実際にノズルを作成し、通水してテストしところ（後述の表１の試験結果、番号１７の試験品）、微細気泡の発生効率は低く、水圧０．１ＭＰａでの水流束（流量）は０．３２Ｌ・ｍｍ２／分と小さい値となったことを付言しておく。なお、図４０のノズルでは、隔壁中央領域に調整孔６１４が１個形成されているが、この調整孔６１４は、キャビテーションの主体となる４つの隔壁部外周領域の絞り孔６１２に流れるべき流速を奪うので、各絞り孔６１２における低流速化あるいは偏流発生をさらに助長する心配がある。
特許文献１１の構成は、そもそも絞り孔に衝突部が配置されておらず、良好なキャビテーション特性が得られないことは明らかである。そして、隔壁部には中心点を囲むように周方向に２列の絞り孔（ベンチュリ）が形成されており、アスペクト比は、絞り孔の個数が図面上特定できないので計算できないが、公報図６の断面を見る限り明らかに本発明の範囲外となっている。また、外周側のものはもちろん内周側のものも含めてすべての絞り孔の変位はその内径（ベンチュリ絞り位置）よりも明らかに大きく、これも本発明の範囲外である。それゆえ、特許文献１１のノズルの絞り孔に仮に衝突部を付加しても、上記本発明の効果が達成できないことは明らかである。
絞り孔アスペクト比Ｌ／ｄｅを３．５以下とし、絞り孔変位Ｔを絞り孔の内径ｄよりも小さくした本発明の液体処理ノズルでは、液体出口側を開放して液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたときの液体出口から流出する水流量をＱとし、絞り孔の内面と衝突部との間に形成される絞り液体流通部の処理コア部における合計断面積をＳｅとして、水流束Ｑ／Ｓを０．５Ｌ・ｍｍ２／分以上を確保することも容易である。これは、同じ供給水圧で絞り液体流通部の合計断面積が同じである場合、本発明者らが確認した特許文献９のノズルの１．５倍以上の流量が取れることを意味している。
衝突部に形成する複数巻の山部は、らせん状に一体形成することができる。このようにすると、山部の形成が容易になるほか、流れに対し山部が傾斜することで、山部の稜線部を横切る流れ成分が増加し、流れ剥離に伴う乱流発生効果が著しくなるので、気泡のさらなる微細化を図ることができる。この場合、衝突部は、脚部末端側が流路内に突出するねじ部材にて形成しておくと、該ねじ部材の脚部の外周面に形成されるねじ山を山部として利用でき、製造が容易である。本発明の液体処理ノズルの場合、たとえばコア部に形成される絞り孔の個数を２〜４個とし、絞り液体流通部の合計断面積を１３ｍｍ２以上２５ｍｍ２以下とすれば、液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたとき、液体出口を開放して測定した流量にて、７Ｌ／分以上２０Ｌ／分以下を得ることが可能となる。すなわち、一般水道圧レベルの供給水圧を前提としたとき、微細気泡発生効果あるいは後述のガス溶解効果を損ねることなく、特許文献６〜１１のいずれに開示されたノズルよりも大きな流量を確保できる。キャビテーションポイントとして作用する谷部の個数や谷の深さを十分確保して、キャビテーション効果ひいては微細気泡発生効果をより高めるためには、衝突部を呼び径Ｍ１．２以上Ｍ２．０以下（望ましくは、Ｍ１．２以上Ｍ１．６以下）のねじ部材により形成することが望ましい。
本発明の液体処理ノズルは、絞り孔の衝突部よりも下流に位置する区間の長さ（以下、残区間という）をＬｐとし、絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅとしたとき、Ｌｐ／ｄｅにて定義される残区間アスペクト比は１．０以下に設定されていることが望ましい。これにより、複数の絞り孔にてそれぞれ衝突部を通過した液体が流出室にて合流するまでに、析出気泡を含んだ流れの、流体抵抗の大きい絞り孔の残区間の通過距離が短くなり、ひいては個々の絞り孔の衝突部下流に生ずる強撹拌領域も流出室内で一体化し、気泡の微細化効果が一層高められる。
また、本発明の液体処理ノズルにおいて、その絞り孔に関しては、隔壁部の中央付近（基準点周り）に近接配置する要件を、さらに以下のように具体化することができる。すなわち、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において、複数の絞り孔の内周縁に対する外接円の面積をＳｔ、絞り孔の投影領域の合計面積をＳｒとしたとき、Ｋ≡Ｓｒ／Ｓｔにて定義される絞り孔集約率Ｋを０．２以上とする。例えば、寸法と形成個数が一致する複数の絞り孔の組同士の場合、絞り孔変位Ｔが大きくなるほど外接円面積も大きくなる。したがって、上記絞り孔集約率Ｋは隔壁部中央領域への絞り孔の集中度を表すパラメータとなりえ、該Ｋを０．２以上とすることにより、偏流抑制効果は一層顕著となり、微細気泡の発生効率やガス溶解効率の更なる向上に貢献する。たとえば、図４０に示す特許文献９のノズルの場合、図面から読み取ることができる絞り孔集約率Ｋは０．１１である。
なお、「外接円」は、前記投影における複数の絞り孔（最小径部）の内周縁に対し、そのすべてと外接する円として定義する。また、すべての絞り孔の内周縁に外接する円が幾何学的に描けない場合は、「１以上の絞り孔の内周縁と外接し、残余の絞り孔の内周縁とは交わらない最大の円」として定義する。
上記の外接円の面積Ｓｔは、隔壁部の投影面積の９０％以上であることが望ましい。これにより、隔壁部にて絞り孔の外側に形成される流れ遮断領域の面積を小さくでき、こうした領域に特有に発生する流れのよどみや渦流に基づく損失を軽減することができる。絞り孔に対する外接円径が、液体入口の開口径よりも絞られている場合は、隔壁部の投影面積を９０％以上とする上で、液体入口に続く流入室の内周面を、隔壁部に向けて縮径するテーパ面とすることが有効である。外接円の面積Ｓｔは、隔壁部の投影面積と等しくすることもできる。
液体処理ノズルは、処理コア部において複数の絞り孔のそれぞれに、ノズル本体の軸線と直交する平面への投影において衝突部が孔中心軸線を取り囲む十字形態に４つ配置されてなり、それら４つの衝突部が形成する十字の中心位置に液体流通ギャップが形成された構成とすることができる。十字形態に衝突部を配置することにより、高流速部（キャビテーションポイント）となる谷部の絞り孔内における個数を増やすことができる。また、十字の中心位置に液体流通ギャップを形成すると、最も高流速となる断面中央の流れ（中心流）が液体流通ギャップの形成により妨げられにくくなり、各衝突部にて、それよりも外側に位置する谷部に向かう流束が中心流の衝突・迂回により乱されにくくなる。その結果、絞り孔内でのキャビテーション発生効率、ひいては微細気泡の発生や後述のガス溶解の効率をさらに高めることができる。液体流通ギャップの形成による上記の効果は、４つの衝突部の液体流通ギャップを形成する先端面を平坦に形成し、前述の投影において液体流通ギャップが正方形状に形成されている場合に特に顕著である。
絞り孔にそれぞれ形成される十字形態の衝突部の組は、ノズル本体の壁部外周面側から先端が絞り孔内へ突出するようにねじ込まれる４本のねじ部材により容易に形成できる。しかし、複数の絞り孔のそれぞれに、ノズル本体の外側からそれぞれ４本ものねじ部材をねじ込もうとしたとき、幾何学的なレイアウトを誤ると、ねじ同士の干渉や、ある絞り孔に向けてねじ込まれたねじ部材が別の絞り孔内を貫通したりするなど、不具合を生じる。本発明者らが検討した結果、ノズル本体の壁部外周面側から絞り孔に向けてねじ込まれるねじ部により衝突部を形成する場合、こうした不具合を生じることなく絞り孔を隔壁部の中心領域に近接して形成する構成としては、処理コア部に絞り孔を、液体流路の中心軸線を挟んで互いに対称な位置関係で２〜４個のいずれかで形成するのが最適であることがわかった。そして、前述のねじ部材の干渉を回避するには、各絞り孔に組み込む４つのねじ部材の組は、それら絞り孔の間で軸線方向にて互いにずれた位置に配置することが適当である。偏流と流量損失を抑制する観点から、この場合の絞り孔の配置個数は２個ないし３個が好適であり、ノズル作製の容易性を考慮すれば２個とするのが最適である。
また、同一の絞り孔内にて複数の衝突部を、該絞り孔の軸線方向（流れ方向）にて互いにずれた位置に配置することも可能である。このようにすると、衝突部を流れ方向に複数設けることができ、キャビテーションポイントとなる谷部に流れを繰り返し接触させることが可能となる。これは、微細気泡の発生効率や後述のガス溶解効率の更なる向上に寄与する。
次に本発明のガス溶解方法は、上記本発明の液体処理ノズルの衝突部に液体とガスとの混相流を供給してガスを液体に溶解させた状態で液体出口から流出させることを特徴とする。また、本発明のガス溶解装置は、上記本発明の液体処理ノズルと、該液体処理ノズルの衝突部に液体とガスとの混相流を供給する混相流供給手段と、を備え、ガスを液体に溶解させた状態で液体出口から流出させるようにしたことを特徴とする。
本発明の液体処理ノズルに液体を供給すると、衝突部の周辺及び直下流域に非常に顕著な強撹拌領域が形成される。キャビテーションにより発生した気泡はそれほど成長せずに上記の強撹拌領域に巻き込まれ、微細気泡が効率的に発生する。このとき、供給する液体に積極的に外部からガスを導入し、液体とガスとの混相流として処理コア部に供給すると、混相流を形成するガスは衝突部下流の強撹拌領域に巻き込まれることで液体との混合が顕著に進み、ガス溶解をきわめて効率的に行うことができる。
衝突部の下流域に強撹拌領域が形成される大きな要因の一つは、前述のごとく、供給する液体中に溶存しているガス（注：混相流を作るために外部から導入するガスが、一旦溶存したものも含みうる）のキャビテーションによる減圧沸騰析出である。溶存ガスの減圧沸騰をきっかけとして衝突部の下流域に生ずる強撹拌領域では、外部から導入されるガスの撹拌・溶解が、減圧沸騰で損なわれるガス量を桁違いに上回る規模により進行する。また、液体に溶解しきれなかったガスも、浮上速度の非常に小さい微細気泡として液中に留まり、微細気泡特有の種々知られている効果（たとえば、洗浄効果、液体の浸透性促進効果など）がガスの種別に応じて発揮される利点もある。また、同一のガスが溶存ガスと微細気泡の両方の形態で液体中に共存することで、当該ガスの分圧を有さない雰囲気に暴露したとき、溶存ガスのみが存在する液体と比較して、見かけの溶存ガス濃度の減少速度が低下して高濃度の状態をより長時間維持するようになる。これは、溶存ガスの蒸発速度が低下するのではなく、微細気泡中のガスが周囲の液体に溶出することに起因するものである。これにより、雰囲気開放された状態で一定レベル以上のガス溶存濃度が必要とされる目的に該液体を供する場合、その高濃度を維持する寿命を延長できる、といった利点も生ずる。そして、本発明の液体処理ノズルにおける前述の偏流抑制効果は、上記のごとくガス溶解にこれを利用する場合、より大きな技術的意義を発揮することになるのである。
順に説明すると、まず、前述の特許文献に開示された絞り孔が単一のノズルに混相流を供給した場合、ガスの液体に対する供給体積比をそれほど大きく取ることができず、結果としてガス溶解量は低くならざるを得ない。これは、ガスの供給体積比が過剰になった場合、衝突部を混相流が通過する際にガス相との接触が主体的になる結果、衝突部の周囲流れが過剰なガスによってホールドアップし、結果、液相と衝突部との接触期間が極度に少なくなって、ガスを溶解させる強撹拌領域形成の原動力となるキャビテーションが十分に起きなくなるためである。
図３９に示す参考例や特許文献９（図４０）の構成のように、混相流を通過させる流路を複数に分岐させ、そのそれぞれに衝突部を設けておくと、一つの分岐流路がガス偏流によりホールドアップしても、残余の分岐流路をバイパス路とする形で液相流量を確保でき、ガス溶解を継続することができる。しかし、これらの構成では液相流のみの場合でも前述のごとく偏流を起こしやすいのであるから、液相よりも比重の小さいガス相との混相流になると、浮上分離しようとするガス相はより激しい偏流を起こし、分岐流路の一部のものにガス相流が集中してホールドアップを生じやすくなる。すると、ガス相の大半が撹拌溶解能力の低下したホールドアップ側の分岐流路に流れてしまい、ガス溶解効率は結局のところ期待するほどには改善されないのである。
しかしながら、本発明の液体処理ノズルは、隔壁部に形成する絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定され、絞り孔変位が絞り孔の内径ｄよりも小さくなるよう、隔壁部の中央付近（基準点周り）に近接配置されることで、ガス相の偏流が効果的に抑制され、ガス相の偏流集中による衝突部のホールドアップが生じにくくなって、ガス溶解効率（あるいは微細気泡化効率）を飛躍的に高めることができるのである。
また、絞り孔の衝突部よりも下流に位置する残区間の長さＬｐを、前述の残区間アスペクト比が１．０以下となるように設定することは、ガス溶解を行う場合においてさらに有効となる。すなわち、ガス相が一部の絞り孔に若干偏ったとしても、残区間長さＬｐが小さくなっていることで、衝突部の下流では、ガス相が集中しない残余の絞り孔が形成する顕著な強撹拌領域に速やかに導くことができる。つまり、絞り孔の一部でガスが偏って、その絞り孔でのキャビテーション効果ひいては強撹拌領域の形成能力が低下しても、キャビテーション効果が健全な他の絞り孔の強撹拌領域を流出室内で共有化することができるので、より効率的なガスの溶解・粉砕が可能となるのである。このとき、流出室の内周面は、液体出口に向けて拡径するテーパ面としておくことで、個々の絞り孔で作られる強撹拌領域を、流出室内で損失させることなくスムーズに合体させることができる。
絞り孔の残区間Ｌｐは、個々の絞り孔の強撹拌領域を流出室内でより効率的に合体させるためにはなるべく小さいことが望ましく、したがって上記残区間アスペクト比Ｌｐ／ｄｅもなるべく小さいことが望ましく、理想的にはゼロであるのがよい。
本発明のガス溶解方法においては、液体処理ノズルの衝突部に混相流を供給する方式として、液体処理ノズルの絞り孔に対し衝突部よりも上流にてガスを流入させる方式を採用可能である。この方式では、絞り孔でのベンチュリ効果による減圧吸引効果により、溶解するべきガスを比較的低圧で吸い込むことができ、また、衝突部に近い位置でのガス供給となることから導入したガス気泡が速やかに粉砕され、溶解効率を向上させやすい利点がある。この場合、使用する液体処理ノズルの構成として、そのノズル本体に、該ノズル本体の外周面に開口し、複数の衝突部の少なくとも一つのものよりも上流にて絞り孔に連通するガス導入孔を形成したものを採用可能である。ガス導入孔の該ノズル外周面側の入口にガス供給配管を接続すれば、絞り孔内に溶解するべきガスを簡単に導入することができる。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、液体処理ノズルの液体入口に液体を供給する液供給部と、ガス導入孔にガスを供給するガス供給部とを備えるものとして構成しておけばよい。
このとき、ガス導入孔は、複数の絞り孔のすべてのものに形成し、すべての絞り孔にガスを分配供給するようにしてもよいが、絞り孔の一部のもの（たとえば、１つのもの）についてのみ形成することも可能である。後者の構成では、ガス導入孔を設けた絞り孔にガスが偏って供給されることになるが、残余の絞り孔には液体が十分な流速で供給されるので、ガス導入孔から流入させたガスを、各絞り孔からの強撹拌領域が合一する流出室内で十分に溶解・粉砕することができる。この効果は、前述のごとく、絞り孔の残区間アスペクト比が１．０以下に設定されている場合に特に著しい。
本発明のガス溶解方法においては、絞り孔の上流にて液体処理ノズルの流入室か、又は液体処理ノズルの液体入口よりも上流の液供給経路上にてガスを流入させる方式を採用してもよい。この方式では、ガスの供給に際して絞り部での減圧吸引効果は利用できないので、ガス供給圧力を若干高める必要はあるが、液体処理ノズルの各絞り孔に均一にガスを供給しやすい利点がある。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、液体処理ノズルの液体入口に液体を供給する液供給部と、液体入口に接続されるノズル本体とは独立したガス供給ノズルを含むガス供給部とを備えるものとして構成すればよい。
本発明のガス溶解方法はガスの溶解効率に優れるので、最も簡易には、液体処理ノズルに対し液体を１パスだけ流通させつつガスを溶解させる方式を採用することができる。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段（具体的には、その液供給部）は、外部の液供給源につながる液供給管を接続するための液供給管接続部を備え、液体処理ノズルの液体出口からは液体処理ノズルにてガスを１パスにて溶解させたガス溶解済み液体を流出させるようになっており、該液体出口側にガス溶解済み液体の排出管を接続するための液排出管接続部を設けた構成とすればよい。こうした簡易な１パスによる溶解装置であっても、本発明の液体処理ノズルを用いることにより、従来のノズルよりもはるかに高濃度に種々のガスを溶解することができるようになる。一方、ノズルから流出した液体を、ポンプを介して再びノズルに戻しつつ循環させながらガス溶解することも可能である。これにより、より高濃度のガス溶解が可能になるほか、微細気泡として液中に共存させるガス量も顕著に増大させることができる。この場合、ガス溶解装置の混相流供給手段（具体的には、その液供給部）は、液体を貯留する液体貯留部から液体処理ノズルを経て液体貯留部に戻る循環配管と、該循環配管により液体貯留部内の液体を、ガス供給部からのガスと混合しつつ液体処理ノズルを流通させたのち液体貯留部内に戻す形で循環送液させる送液ポンプとを備えるものとして構成できる。
本発明のガス溶解方法にあっては、ガスを溶解させる液体の種別は特に限定されないが、すでに言及しているごとく水（水溶液や水を溶媒とするコロイド溶液も概念として含む）を用いることができる。また、水以外では、アルコール（及びその水による希釈体）や化石燃料（ガソリン、軽油、重油等）などの有機液状物である。他方、溶解させるガスの種別も同様に限定されないが、たとえば酸素、窒素、炭酸ガス、水素、オゾン、塩素、アルゴン、ヘリウムなどであり、それらより選ばれる２種以上の混合ガスであってもよい。
以下、液体が水の場合について、本発明のガス溶解方法がとりわけ顕著に効果を発揮できる具体化内容を説明する。第一の事例は炭酸ガスを溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、炭酸ガスと水の混相流を供給するものとして構成される。
炭酸ガスは水に対する溶解度が非常に高く、２０℃の水の場合の１気圧（常圧：０．１ＭＰａ）での飽和溶解度は１８００ｐｐｍにも達する。たとえば、常圧下で５００ｐｐｍを超える高濃度の炭酸水を得るためには、常温にて水の体積の３０％を超える炭酸ガスを溶解しなければならず、通常は炭酸ガス分離膜を反転利用してガス溶解効率を高める装置が使用されるが、炭酸ガス分離膜を用いたガス溶解ユニットが非常に高価であり、寿命も短い難点がある。また、エジェクタ等を用いた従来の気液混合方式では炭酸ガスの溶解効率が低く、水の体積流量の３０％を超える炭酸ガスを１パスで溶解するようなことは非常に困難である。しかしながら、本発明の液体処理ノズルは、ノズルに炭酸ガスと水の混相流を供給するだけで、０．１ＭＰａ程度の水圧でも、水の体積の３０％程度の炭酸ガスであれば１パスでも楽に溶解できる性能を発揮する。
本発明の液体処理ノズルは、前述の投影において、複数の絞り孔の内周縁に対する外接円の面積をＳｔ、絞り孔の投影領域の合計面積をＳｒとしたとき、Ｋ≡Ｓｒ／Ｓｔにて定義される絞り孔集約率Ｋが０．２以上とすることにより、液体出口側を開放して液体入口に動圧が０．１ＭＰａとなるように水を流通させたとき、液体出口から流出する水流量をＱとし、絞り孔の内面と衝突部との間に形成される絞り液体流通部の処理コア部における合計断面積をＳｅとしたときの水流束Ｑ／Ｓｅが０．５Ｌ・ｍｍ２／分以上確保できる（以下、このように構成した本発明の液体処理ノズルを「標準構成の液体処理ノズル」という）。そして、混相流を形成するための炭酸ガス流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、炭酸ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上１．３以下（ただし、ガス流量は圧力０．１ＭＰａ換算での体積流量：以下、同じ）として、液体処理ノズルに水及び炭酸ガスを１パス又は循環供給すれば、炭酸ガスを水に対し溶解効率５０％以上にて溶解することができるのである。液体入口側の動水圧は０．３ＭＰａを超える高圧に設定することももちろん可能であり、溶解効率５０％以上は当然達成できるが、このような高い溶解効率を０．３ＭＰａ以下の低水圧でも実現できるところに、本発明の液体処理ノズルをあえて採用することの利点がある。
そして、液体処理ノズルに水／炭酸ガスの混相流を１パスしか供給しない場合でも、炭酸ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．６以上に設定すれば、液体出口側で得られる溶存炭酸濃度を６００ｐｐｍ以上とすることができる。炭酸ガスの溶解効率が高いので、溶解しきれなかった廃炭酸ガスの体積が少なく、ノズルから流出する水に炭酸ガスの粗大な気泡が吹き出しにくくなるので、シャワーヘッド等を接続したときの水流も静かであり、脈動等も生じにくい。
なお、炭酸ガスを溶解する場合、水としては、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を使用することもできる。炭酸ガスが効率よく溶解することで、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨ値が例えば４．３〜６前後の弱酸性に保たれ、殺菌や消毒に有効な解離状態の次亜塩素酸濃度を大幅に高めることができるとともに、炭酸特有のｐＨ緩衝作用によりｐＨ値の変動も小さくすることができる。例えば、従来行われていた塩酸や酢酸添加によるｐＨ調整方式よりも、ｐＨ値が４以下の低い値にアンダーシュートする現象が極めて生じにくくなり、有害な遊離塩素ガスの発生も抑えることができる。該効果を高める観点において、次亜塩素酸ナトリウム水溶液は、次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ以上１０００ｐｐｍ以下に調整されていることが望ましく、炭酸ガスの溶解濃度は２００ｐｐｍ以上１５００ｐｐｍ以下に調整されることが望ましい。次亜塩素酸イオン濃度が１０ｐｐｍ未満では消毒作用が不足し、１０００ｐｐｍを超えると次亜塩素酸ナトリウム水溶液のコストアップを招く。また、炭酸ガスの溶解濃度は２００ｐｐｍ以上１５００ｐｐｍ以下に調整されることで、次亜塩素酸ナトリウム水溶液のｐＨ値を４．３〜６の、消毒効果が最適化されるｐＨ域に安定して維持することができる。
また、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を用いず、通常の水に先に炭酸ガスを本発明の方法により溶解し、追って次亜塩素酸ナトリウム水溶液を添加するようにしてもよい。このようにすると、特に液体処理ノズルの衝突部の材質に要求される耐化学薬品性を大幅に軽減することができる。この場合、本発明のガス溶解装置に対しては、液体処理ノズルから送出される炭酸ガスが溶解した水に対し、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を定量供給する次亜塩素酸ナトリウム水溶液供給部を設けることで、上記方式を実現可能である。
第二の事例は窒素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、窒素と水の混相流を供給するものとして構成される。ボイラー給水等の水処理分野では、水中の溶存酸素に起因するボイラーや配管の腐食を防止するために、水の脱酸素処理が行われており、その一つの方式として窒素式がある。窒素式脱酸素装置は、原水を窒素ガスと接触させることにより、つまり窒素ガスを溶解させることにより、原水中の溶存酸素を窒素と置換する形で除去するものである。本発明のガス溶解方法を利用した場合、ベンチュリ管エジェクタやスタティックミキサなどを用いた従来の方式と比較して、窒素ガスの溶解効率が高くなることにより、より少ない窒素ガス流量及び循環時間にて、原水の酸素濃度を低減することができる。
窒素溶解済みの水を再び大気に接触させると、大気中の酸素の再溶解が直ちに開始されるため、従来の方法により窒素溶解・脱酸素を行った場合は溶存酸素濃度の上昇速度はかなり早い。しかし、本発明の方法を用いた場合、導入した窒素は溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、気泡からの窒素の溶解が大気からの酸素の溶解を抑制する結果、低溶存酸素濃度状態を長期間保つことができるようになる。
標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための窒素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、窒素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パス供給するか循環供給することにより、水の溶存酸素濃度を１ｐｐｍ以下とすることができる。なお、循環供給するときのパス数とは、ポンプ循環の場合、ポンプ送液流量をＱＰ（Ｌ／分）、循環時間をＴ（分）、タンク内の水体積をＶ（Ｌ）としたき、ＱＰ×Ｔ／Ｖにて定義する．
第三の事例は酸素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、酸素と水の混相流を供給するものとして構成される。魚の飼育槽や、活魚（貝類も含む）を養生するための生簀、あるいは農業用水（特に、水耕栽培用水）においては、魚や植物が水中の溶存酸素を消費する結果、エアレーション等による酸素の恒常的な補給が必要であり、粗大気泡の浮上により無駄に消費される酸素量も大きい。本発明のガス溶解方法を利用した場合、ベンチュリ管エジェクタやスタティックミキサなどを用いた従来の方式と比較して、酸素ガスの溶解効率が高くなることにより、より少ない酸素ガス流量及び循環時間にて原水の溶存酸素濃度を顕著に上昇ないし維持させることができる。
用いるガスとしては純酸素を用いてもよいし、空気など窒素と酸素の混合ガスを用いてもよい。空気よりも高濃度の酸素ガスを供給すると、得られる水の溶存酸素濃度は常温常圧での大気平衡溶存濃度（約８ｐｐｍ）より高くすることができるし、これよりも酸素が欠乏した水を原水とする場合は、空気を溶解させることで溶存酸素濃度レベルを向上できるようになる。
大気平衡溶存濃度よりも高濃度に酸素を溶解した水を再び大気に接触させた場合は、大気平衡溶存濃度に減少するまで酸素の蒸発が進行する。また、水中で魚や貝を飼育ないし養生する場合は、これらの魚や貝により酸素が消費されて酸素濃度は、より急激に減少する。これらの場合、従来の方法により酸素溶解を行うと溶存酸素濃度の低下速度はかなり早い。しかし、また、本発明の方法を用いた場合、導入した酸素が溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、蒸発や消費により減耗する酸素が気泡から溶解する酸素により補われる結果、高溶存酸素濃度状態を長期間保つことができるようになる。また、酸素の溶解効率が高いので、酸素消費体が存在する場合も、高溶存酸素濃度状態を維持するために必要な酸素供給流量も大幅に削減することができる。
たとえば標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための酸素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、酸素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パスないし循環供給することにより、水の溶存酸素濃度を１０ｐｐｍ以上４０ｐｐｍ以下とすることができる。
第四の事例は水素を溶解させる場合である。この場合、本発明のガス溶解装置の混相流供給手段は、水素と水の混相流を供給するものとして構成される。水中の溶存水素は顕著な還元性を示し、酸化防止効果や活性酸化種の不活性化効果を発揮し、飲用や摂取により生体内への取り込むことを前提とした製品も多数存在する。酸素や窒素と異なり、水素は水への飽和溶解度が低いばかりでなく、全ガスの中でも最も比重が小さいために、一旦溶解した水素の再蒸発が著しいため、高濃度の水素水を得るためには加圧溶解工程が必須であると考えられてきた。しかし、本発明のガス溶解方法を利用した場合、加圧を行わなくとも、液体処理ノズルを水と水素の混相流として通過させるだけで、高濃度の水素水を非常に簡便に得ることができる。また、本発明の方法を用いた場合、導入した水素が溶存状態だけではなく、気泡径１μｍ以下の微細気泡の形でも多量に含有されることとなり、蒸発により減耗する水素が気泡から溶解する水素により補われる結果、大気に開放した状態であっても、加圧により溶存水素のみを含有させた水素水と比較して、高溶存水素濃度状態を従来のたとえば数倍から数１０倍の長期間保つことができるようになる。
例えば標準構成の液体処理ノズルを用いる場合は、前述の構成の混相流を形成するための水素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、水素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．１以上０．３以下として液体処理ノズルに１パスないし循環供給することにより、水の溶存水素濃度を０．３ｐｐｍ以上１．８ｐｐｍ以下とすることができる。In order to solve the above problems, a liquid processing nozzle of the present invention includes a nozzle body in which a liquid channel is formed, and a partition that divides the liquid channel into an inflow chamber on the liquid inlet side and an outflow chamber on the liquid outlet side , A plurality of throttle holes that are formed through the partition wall and communicate with the inflow chamber and the outflow chamber through different paths, and protrude from the inner surface of the throttle hole, and have a circumferential ridge and a high flow velocity portion on the outer peripheral surface. And a processing core portion formed of a collision portion formed so that a plurality of trough portions are alternately connected to each other, supplying a liquid in which a gas is dissolved in the liquid flow path, and causing the liquid to collide with the collision portion, Fine bubbles are generated by the boiling under reduced pressure when the liquid is accelerated in the valley. The throttle hole has a diameter of a circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes, de and the length of the throttle hole is L, and the throttle hole aspect ratio defined by L / de is 3.5 or less. In the projection onto the plane orthogonal to the axis of the nozzle body, the distance T from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall to the inner peripheral edges of the plurality of throttle holes is the inner diameter of the throttle holes It is characterized by being arranged close to each other so as to be smaller than d.
Further, the liquid processing method of the present invention is characterized in that a liquid is supplied to the liquid inlet of the liquid processing nozzle of the present invention, and the liquid is brought into contact with the collision portion and flows out from the liquid outlet.
According to the present invention, when the liquid flow in the nozzle body collides with the collision part and detours downstream thereof, the liquid flow is increased in speed by being squeezed in the valley, causing severe cavitation. Stir the liquid vigorously while creating bubbles. In addition to this, a vortex generated when the high-speed flow bypasses the collision portion is added, and a very remarkable stirring region is formed in the vicinity of the collision portion and in the immediately downstream region. The decompression area where the bubbles are deposited is limited to the vicinity of the valley bottom around the collision part, and the high-speed liquid flow passes through the area almost instantaneously. As a result, the fine bubbles are efficiently generated.
In the liquid processing nozzle of the present invention, a partition portion is formed in the middle of the liquid flow path of the nozzle body, a plurality of throttle holes are provided in the partition portion, and a collision portion in which peaks and valleys are alternately formed That is, a collision portion for generating cavitation with the valley portion as a high flow velocity portion is disposed so as to protrude into each throttle hole. That is, in the
-When the thickness of the partition wall portion is increased and the length of the throttle hole itself having a small cross-sectional area is increased, even if the preceding and subsequent sections are aggregated as an inflow chamber or an outflow chamber, drift is likely to occur.
-If a plurality of throttle holes formed in the partition wall are formed in the outer peripheral region of the partition wall where the flow velocity is reduced by fluid friction with the inner wall of the tube, drift is likely to occur due to the influence of the decrease in the flow velocity.
Therefore, in order to prevent drift, conditions for suppressing the above two points are essential. In the present invention,
(1) The diameter of a circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes is de, the length of the throttle hole is L, and the throttle hole aspect ratio defined by L / de is set to 3.5 or less,
(2) To the extent that the distance (throttle hole displacement) T from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall to the inner periphery of the plurality of throttle holes is smaller than the inner diameter d of the throttle holes, Close the aperture around the reference point,
To solve the above problem.
That is, due to the requirement (1), the length of the branch section that causes the drift, that is, the length of the throttle hole in which the collision portion is arranged is sufficiently short, and according to the requirement (2), the throttle hole has a high flow velocity. Are gathered at the center of the partition wall, that is, all the throttle holes are gathered and arranged near the center of the partition wall. As a result, the reduction or non-uniformization of the flow velocity in the throttle hole is suppressed, and drift can be reliably prevented. That is, it is possible to achieve both a sufficient cavitation effect and a sufficient flow rate by forming a plurality of throttle holes having a collision portion, and each throttle hole satisfies the requirements (1) and (2). Thus, the drift between the plurality of throttle holes is effectively suppressed, and the generation of fine bubbles based on the cavitation effect can be stably continued.
Regardless of whether the throttle hole aspect ratio defined by L / de is 3.5 or less or the throttle hole displacement T is smaller than the inner diameter d of the throttle hole, it will not be within the throttle hole. The generation efficiency of microbubbles is not sufficient due to the decrease in the flow velocity or the drift. The value of the aperture hole aspect ratio L / de is desirably 3 or less, and more desirably 2.5 or less. Further, the throttle hole displacement T is desirably 1/2 or less of the inner diameter d of the throttle hole.
In addition, from the viewpoint of suppressing flow loss in the throttle hole and preventing drift, the value of the throttle hole aspect ratio defined by L / de is a space required for arranging the collision portion. It can be said that it is desirable to set it as small as possible within the range that can be secured on the inner surface of the throttle hole (as will be described later, when the inner surfaces of the inflow chamber and the outflow chamber are tapered surfaces that are reduced in diameter toward the partition wall, There may be a configuration in which the tapered surface is directly connected and the collision portion is formed at the coupling position, but the length of the throttle hole in this case is defined as the outer diameter at the protruding proximal end position of the collision portion). Further, the value of the throttle hole displacement T is preferably set as small as possible from the viewpoint of increasing the flow velocity in the throttle hole. For example, when two throttle holes are in contact with each other or connected at the center of the partition wall, Does not prevent it from becoming zero.
Hereinafter, the necessary definitions for clarifying the concept of the geometric elements constituting the liquid processing nozzle of the present invention will be listed.
(Definition 1) The throttle hole may be a hole having a uniform cross section in the flow axis direction or a hole having a non-uniform cross section that is reduced in diameter in the middle portion. In this specification, “the axial cross-sectional area of the throttle hole” means an axial cross-sectional area at a position where the value is the smallest in the flow axis direction.
(Definition 2) Although the axial cross-sectional shape of the aperture is preferably circular, for example, an elliptical or regular polygonal shape (square, regular hexagon, regular octagon, etc.) is possible as long as no excessive loss occurs. is there. At this time, the inner diameter d of the throttle hole means the diameter of a circle having an area equivalent to the axial cross-sectional area of the throttle hole defined in
(Definition 3) The center position of the projection region of the partition wall means the center when the projection region is circular. However, the projected area of the partition wall is allowed to be a regular polygonal shape or an elliptical shape from the concept of the invention. In this case, the geometric gravity center position of the projected area is determined as the center position.
A liquid processing nozzle having a partition wall similar to that of the present invention and having a plurality of throttle holes formed therein is also disclosed in, for example, Japanese Patent Publication No. 2 of
It is clear that the configuration of
In the liquid processing nozzle of the present invention in which the throttle hole aspect ratio L / de is 3.5 or less and the throttle hole displacement T is smaller than the inner diameter d of the throttle hole, the liquid outlet side is opened and the dynamic pressure is zero at the liquid inlet. The total cross-sectional area in the processing core part of the throttle liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part, where Q is the flow rate of water flowing out from the liquid outlet when water is circulated to 1 MPa It is also easy to secure a water flux Q / S of 0.5 L · mm 2 / min or more with Se as the value. This means that when the total cross-sectional area of the throttle liquid circulation part is the same at the same supply water pressure, a flow rate of 1.5 times or more that of the nozzle of
A plurality of ridges formed in the collision portion can be integrally formed in a spiral shape. In this way, the formation of the peak is facilitated, and the peak is inclined with respect to the flow, so that the flow component crossing the ridge line of the peak increases, and the turbulent flow generation effect accompanying flow separation becomes significant. Therefore, the bubbles can be further miniaturized. In this case, if the collision part is formed with a screw member whose leg end side protrudes into the flow path, the thread formed on the outer peripheral surface of the leg part of the screw member can be used as a peak part, and manufactured. Is easy. In the case of the liquid processing nozzle of the present invention, for example, if the number of throttle holes formed in the core part is 2 to 4 and the total cross-sectional area of the throttle liquid circulation part is 13 mm 2 or more and 25 mm 2 or less, the liquid treatment nozzle moves to the liquid inlet. When water is circulated so that the pressure becomes 0.1 MPa, it is possible to obtain 7 L / min or more and 20 L / min or less at a flow rate measured by opening the liquid outlet. That is, when the supply water pressure at the general water pressure level is assumed, it is possible to secure a larger flow rate than the nozzles disclosed in any of
In the liquid processing nozzle of the present invention, the length of the section located downstream from the collision portion of the throttle hole (hereinafter referred to as the remaining section) is Lp, and the diameter of the circle equivalent to the sum of the axial sectional areas of the throttle holes is de , The remaining section aspect ratio defined by Lp / de is preferably set to 1.0 or less. Thereby, the passage distance of the remaining section of the throttle hole having a large fluid resistance of the flow including the precipitated bubbles is shortened until the liquid that has passed through the collision portion in the plurality of throttle holes merges in the outflow chamber, As a result, the strong stirring region generated downstream of the collision part of each throttle hole is also integrated in the outflow chamber, and the effect of miniaturizing the bubbles is further enhanced.
Further, in the liquid processing nozzle of the present invention, with respect to the throttle hole, it is possible to further embody the requirement that the throttle hole is disposed near the center of the partition wall (around the reference point) as follows. That is, in the projection onto the plane orthogonal to the axis of the nozzle body, when St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner periphery of the plurality of throttle holes and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes, K≡Sr / St The aperture hole aggregation rate K defined as follows is 0.2 or more. For example, in the case of a set of a plurality of throttle holes having the same size and the same number of formations, the circumscribed circle area increases as the throttle hole displacement T increases. Therefore, the throttle hole concentration ratio K can be a parameter representing the concentration degree of the throttle holes in the central region of the partition wall, and by setting the K to 0.2 or more, the drift suppression effect becomes more remarkable, and the generation of fine bubbles Contributes to further improvement in efficiency and gas dissolution efficiency. For example, in the case of the nozzle of
The “circumscribed circle” is defined as a circle circumscribing all of the inner peripheral edges of the plurality of aperture holes (minimum diameter portions) in the projection. If the circle circumscribing the inner periphery of all the apertures cannot be drawn geometrically, “the largest circle that circumscribes the inner periphery of one or more apertures and does not intersect the inner periphery of the remaining apertures. ".
The area St of the circumscribed circle is desirably 90% or more of the projected area of the partition wall. Thereby, the area of the flow blocking region formed outside the throttle hole in the partition wall can be reduced, and the flow stagnation and the loss due to the vortex generated in these regions can be reduced. When the circumscribed circle diameter with respect to the throttle hole is narrower than the opening diameter of the liquid inlet, the projected area of the partition wall is set to 90% or more, and the inner peripheral surface of the inflow chamber following the liquid inlet is defined as the partition wall. It is effective to use a tapered surface that decreases in diameter toward the surface. The area St of the circumscribed circle can be made equal to the projected area of the partition wall.
Four liquid processing nozzles are arranged in each of the plurality of throttle holes in the processing core part in a cross shape in which the collision part surrounds the hole center axis in projection onto a plane orthogonal to the axis of the nozzle body. It can be set as the structure by which the liquid distribution | circulation gap was formed in the center position of the cross which an collision part forms. By disposing the collision part in a cross shape, the number of troughs in the throttle hole that becomes a high flow rate part (cavitation point) can be increased. In addition, if the liquid circulation gap is formed at the center position of the cross, the flow at the center of the cross section (central flow), which has the highest flow velocity, is less likely to be hindered by the formation of the liquid circulation gap. The flux toward the located valley is less likely to be disturbed by the collision and detour of the central flow. As a result, it is possible to further increase the cavitation generation efficiency in the throttle hole, and hence the generation of fine bubbles and the gas dissolution efficiency described later. The above-mentioned effect due to the formation of the liquid flow gap is particularly remarkable when the front end surface forming the liquid flow gaps of the four collision parts is formed flat and the liquid flow gap is formed in a square shape in the above-described projection. is there.
A set of cross-shaped collision portions formed in the respective restriction holes can be easily formed by four screw members that are screwed so that the tip protrudes into the restriction hole from the wall outer peripheral surface side of the nozzle body. However, if you try to screw as many as four screw members from the outside of the nozzle body into each of a plurality of throttle holes, mistaken geometrical layout may cause interference between the screws, or to a certain throttle hole. There is a problem that the screwed screw member penetrates through another throttle hole. As a result of investigations by the present inventors, when the collision part is formed by the screw part screwed into the throttle hole from the wall part outer peripheral surface side of the nozzle body, the throttle hole is formed in the central region of the partition wall part without causing such a problem. As a configuration in which they are formed close to each other, it is found that it is optimal to form the throttle hole in the processing core portion with any one of 2 to 4 in a symmetrical relationship with respect to the central axis of the liquid channel. It was. In order to avoid the interference of the above-described screw members, it is appropriate that the set of four screw members incorporated in each throttle hole is disposed at a position shifted from each other in the axial direction between the throttle holes. From the viewpoint of suppressing drift and flow loss, the number of throttle holes arranged in this case is preferably 2 to 3, and is optimally 2 in consideration of the ease of nozzle fabrication.
It is also possible to arrange a plurality of collision parts in the same throttle hole at positions shifted from each other in the axial direction (flow direction) of the throttle hole. In this way, a plurality of collision parts can be provided in the flow direction, and the flow can be repeatedly brought into contact with the valleys serving as cavitation points. This contributes to further improvement in the generation efficiency of fine bubbles and the gas dissolution efficiency described later.
Next, the gas dissolving method of the present invention is characterized in that a mixed phase flow of liquid and gas is supplied to the collision portion of the liquid processing nozzle of the present invention, and the gas is discharged from the liquid outlet in a state of being dissolved in the liquid. To do. The gas dissolving apparatus of the present invention includes the liquid processing nozzle of the present invention, and a multiphase flow supply means for supplying a multiphase flow of liquid and gas to a collision portion of the liquid processing nozzle, and converts the gas into a liquid. It is characterized by being allowed to flow out from the liquid outlet in a dissolved state.
When the liquid is supplied to the liquid processing nozzle of the present invention, a very remarkable strong stirring region is formed around the collision portion and in the immediately downstream region. Bubbles generated by cavitation do not grow so much and are caught in the strong stirring region, and fine bubbles are efficiently generated. At this time, if a gas is positively introduced from the outside into the liquid to be supplied and supplied to the processing core as a mixed phase flow of the liquid and the gas, the gas forming the mixed phase is caught in the strong stirring region downstream of the collision portion. Thus, mixing with the liquid proceeds remarkably, and gas dissolution can be performed very efficiently.
As described above, one of the major factors for the formation of a strong stirring region in the downstream region of the collision part is the gas dissolved in the liquid to be supplied (Note: the gas introduced from the outside to create a multiphase flow, (It may also include those once dissolved). In the strong stirring region generated in the downstream region of the collision part as a result of the decompression boiling of the dissolved gas, the stirring / dissolution of the gas introduced from the outside proceeds on a scale exceeding the amount of gas impaired by the boiling under reduced pressure. In addition, the gas that could not be dissolved in the liquid remains in the liquid as microbubbles with a very low ascending speed, and various known effects peculiar to microbubbles (for example, cleaning effect, liquid permeability promoting effect, etc.) However, there is also an advantage that is exhibited according to the type of gas. In addition, since the same gas coexists in the liquid in the form of both dissolved gas and fine bubbles, when exposed to an atmosphere that does not have the partial pressure of the gas, compared to a liquid in which only the dissolved gas exists The decrease rate of the apparent dissolved gas concentration is lowered and the high concentration state is maintained for a longer time. This is due to the fact that the gas in the fine bubbles elutes into the surrounding liquid, not the evaporation rate of the dissolved gas decreases. As a result, when the liquid is provided for the purpose of requiring a dissolved gas concentration of a certain level or more in an open atmosphere, there is an advantage that the life of maintaining the high concentration can be extended. And the above-mentioned drift suppression effect in the liquid processing nozzle of the present invention exhibits a greater technical significance when it is used for gas dissolution as described above.
To explain in order, first, when the throttle hole disclosed in the above-mentioned patent document supplies a multiphase flow to a single nozzle, the supply volume ratio of gas to liquid cannot be taken so large, and as a result, the amount of dissolved gas Must be lowered. This is because, when the gas supply volume ratio becomes excessive, contact with the gas phase becomes dominant when the multiphase flow passes through the collision part, so that the flow around the collision part is held up by excess gas. As a result, the contact period between the liquid phase and the collision portion becomes extremely short, and cavitation that becomes a driving force for forming a strong stirring region for dissolving the gas does not occur sufficiently.
39. As in the reference example shown in FIG. 39 and the configuration of Patent Document 9 (FIG. 40), if a multi-phase flow passage is branched into a plurality of portions and a collision portion is provided for each of them, one branch flow passage is provided. Even if hold-up occurs due to gas drift, the liquid phase flow rate can be ensured by using the remaining branch flow path as a bypass path, and gas dissolution can be continued. However, in these configurations, even when only the liquid phase flow is used, it is easy to cause a drift as described above. Therefore, when a mixed phase flow with a gas phase having a specific gravity smaller than that of the liquid phase occurs, the gas phase to be levitated and separated is more intense. A drift occurs, and the gas phase flow concentrates on a part of the branch flow path, so that the hold-up is likely to occur. As a result, most of the gas phase flows into the branch flow path on the hold-up side where the stirring and dissolving ability is lowered, and the gas dissolving efficiency is not improved as expected after all.
However, in the liquid processing nozzle of the present invention, the throttle hole aspect ratio formed in the partition wall is set to 3.5 or less, and the vicinity of the center of the partition wall (reference) so that the throttle hole displacement is smaller than the inner diameter d of the throttle hole. The gas phase drift is effectively suppressed and the collision part hold-up due to the gas phase drift concentration is less likely to occur, and the gas dissolution efficiency (or microbubble generation efficiency) is improved. It can be dramatically improved.
In addition, setting the length Lp of the remaining section located downstream from the collision portion of the throttle hole so that the above-mentioned remaining section aspect ratio is 1.0 or less is more effective in gas dissolution. Become. That is, even if the gas phase is slightly biased to some throttle holes, the remaining section length Lp is small, so that a remaining throttle hole where the gas phase does not concentrate is formed downstream of the collision portion. It is possible to quickly lead to a strong stirring region. In other words, even if the gas is biased in a part of the throttle hole and the cavitation effect in the throttle hole, and thus the ability to form the strong stirring region, is reduced, the strong stirring region of another throttle hole having a healthy cavitation effect is generated in the outflow chamber. Since it can be shared, more efficient gas dissolution and pulverization becomes possible. At this time, by setting the inner peripheral surface of the outflow chamber as a tapered surface that expands toward the liquid outlet, the strong stirring region formed by the individual throttle holes can be smoothly combined without loss in the outflow chamber. Can do.
The remaining section Lp of the throttle hole is desirably as small as possible in order to more efficiently combine the strong stirring regions of the individual throttle holes in the outflow chamber, and therefore the remaining section aspect ratio Lp / de is desirably as small as possible. Ideally it should be zero.
In the gas dissolving method of the present invention, as a method of supplying a multiphase flow to the collision part of the liquid processing nozzle, a method of allowing gas to flow upstream from the collision part into the throttle hole of the liquid processing nozzle can be adopted. In this method, the gas to be dissolved can be sucked in at a relatively low pressure due to the vacuum suction effect due to the venturi effect in the throttle hole, and the gas bubbles introduced from the gas supply near the collision part There is an advantage that it is pulverized quickly and the dissolution efficiency is easily improved. In this case, as a configuration of the liquid processing nozzle to be used, a gas introduction hole that opens to the outer peripheral surface of the nozzle body and communicates with the throttle hole upstream of at least one of the plurality of collision portions is provided in the nozzle body. The formed one can be used. If a gas supply pipe is connected to the inlet of the gas introduction hole on the outer peripheral surface side of the nozzle, the gas to be dissolved can be easily introduced into the throttle hole. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving device of the present invention is configured to include a liquid supply unit that supplies liquid to the liquid inlet of the liquid processing nozzle and a gas supply unit that supplies gas to the gas introduction hole. Just keep it.
At this time, the gas introduction holes may be formed in all of the plurality of throttle holes, and the gas may be distributed and supplied to all the throttle holes. ) Only. In the latter configuration, the gas is biased and supplied to the throttle hole provided with the gas introduction hole, but since the liquid is supplied to the remaining throttle hole at a sufficient flow rate, the gas was introduced from the gas introduction hole. The gas can be sufficiently dissolved and pulverized in the outflow chamber where the strong stirring regions from the respective throttle holes are united. This effect is particularly remarkable when the remaining section aspect ratio of the aperture is set to 1.0 or less as described above.
In the gas dissolution method of the present invention, a method may be adopted in which gas is allowed to flow in the inflow chamber of the liquid processing nozzle upstream of the throttle hole or on the liquid supply path upstream of the liquid inlet of the liquid processing nozzle. Good. In this method, since the reduced pressure suction effect at the throttle portion cannot be used when supplying the gas, it is necessary to slightly increase the gas supply pressure, but there is an advantage that the gas is easily supplied uniformly to each throttle hole of the liquid processing nozzle. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention includes a liquid supply unit that supplies liquid to the liquid inlet of the liquid processing nozzle, and a gas that includes a gas supply nozzle independent of the nozzle body connected to the liquid inlet. What is necessary is just to comprise as a thing provided with a supply part.
Since the gas dissolution method of the present invention is excellent in gas dissolution efficiency, the simplest method is to dissolve the gas while flowing the liquid through the liquid processing nozzle for only one pass. In this case, the multiphase flow supply means (specifically, the liquid supply unit) of the gas dissolving apparatus of the present invention includes a liquid supply pipe connection unit for connecting a liquid supply pipe connected to an external liquid supply source, From the liquid outlet of the liquid processing nozzle, the gas-dissolved liquid obtained by dissolving the gas in one pass by the liquid processing nozzle is allowed to flow out, and a gas-dissolved liquid discharge pipe is connected to the liquid outlet side. For this purpose, a liquid discharge pipe connecting portion for the above may be provided. Even in such a simple one-pass melting apparatus, by using the liquid processing nozzle of the present invention, various gases can be dissolved at a much higher concentration than the conventional nozzle. On the other hand, it is also possible to dissolve the gas flowing out from the nozzle while circulating it back to the nozzle via a pump. As a result, the gas can be dissolved at a higher concentration, and the amount of gas coexisting in the liquid as fine bubbles can be remarkably increased. In this case, the multiphase flow supply means (specifically, the liquid supply unit) of the gas dissolving apparatus includes a circulation pipe that returns from the liquid storage part that stores the liquid to the liquid storage part via the liquid processing nozzle, and the circulation pipe. A liquid feed pump that circulates and feeds the liquid in the liquid storage part in a form that circulates the liquid processing nozzle while mixing with the gas from the gas supply part and then returns to the liquid storage part can be provided.
In the gas dissolving method of the present invention, the type of the liquid in which the gas is dissolved is not particularly limited. However, as already mentioned, water (including an aqueous solution and a colloidal solution containing water as a solvent) is used. it can. In addition to water, it is an organic liquid such as alcohol (and a diluted product thereof) and fossil fuel (gasoline, light oil, heavy oil, etc.). On the other hand, the type of gas to be dissolved is not limited in the same manner, but may be, for example, oxygen, nitrogen, carbon dioxide, hydrogen, ozone, chlorine, argon, helium, etc., and may be two or more mixed gases selected from them. .
Hereinafter, in the case where the liquid is water, the contents of the embodiment in which the gas dissolving method of the present invention can exert a remarkable effect will be described. The first case is when carbon dioxide is dissolved. In this case, the mixed phase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a mixed phase flow of carbon dioxide gas and water.
Carbon dioxide has a very high solubility in water, and the saturation solubility at 1 atm (normal pressure: 0.1 MPa) in the case of 20 ° C. water reaches 1800 ppm. For example, in order to obtain high-concentration carbonated water exceeding 500 ppm under normal pressure, carbon dioxide gas exceeding 30% of the volume of water must be dissolved at room temperature. However, a gas dissolution unit using a carbon dioxide separation membrane is very expensive and has a short life. Further, in the conventional gas-liquid mixing method using an ejector or the like, the dissolution efficiency of carbon dioxide gas is low, and it is very difficult to dissolve carbon dioxide gas exceeding 30% of the volume flow rate of water in one pass. However, the liquid treatment nozzle of the present invention can easily supply even a single pass with a water pressure of about 0.1 MPa or a carbon dioxide gas of about 30% of the volume of water simply by supplying a mixed phase flow of carbon dioxide and water to the nozzle. Demonstrate the ability to dissolve.
The liquid processing nozzle of the present invention is defined by K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of apertures and Sr is the total area of the projection areas of the apertures in the above projection. When the squeezed hole concentration ratio K is 0.2 or more, the water flowing out from the liquid outlet when the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm 2 / when the flow rate is Q and the total cross-sectional area of the processing core portion of the throttle liquid circulation portion formed between the inner surface of the throttle hole and the collision portion is Se. (Hereinafter, the liquid processing nozzle of the present invention configured as described above is referred to as a “liquid processing nozzle having a standard configuration”). When the carbon dioxide flow rate for forming the multiphase flow is Q1 and the water flow rate is Q2, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa to 0.3 MPa, and the carbon dioxide / water flow ratio Q1 / Q2 is 0. .1 or more and 1.3 or less (however, if the gas flow rate is a volume flow rate in terms of pressure of 0.1 MPa: the same applies hereinafter), if water and carbon dioxide gas are supplied to the liquid treatment nozzle in one pass or circulatingly, the carbon dioxide gas is water In contrast, it can be dissolved at a dissolution efficiency of 50% or more. It is of course possible to set the dynamic water pressure on the liquid inlet side to a high pressure exceeding 0.3 MPa. Of course, a dissolution efficiency of 50% or more can be achieved, but such a high dissolution efficiency is realized even at a low water pressure of 0.3 MPa or less. Where possible, there is an advantage of using the liquid processing nozzle of the present invention.
Even when only one path of the water / carbon dioxide mixed phase flow is supplied to the liquid treatment nozzle, the dissolved carbon dioxide concentration obtained on the liquid outlet side can be obtained by setting the carbon dioxide / water flow ratio Q1 / Q2 to 0.6 or more. Can be 600 ppm or more. Since the dissolution efficiency of carbon dioxide is high, the volume of waste carbon dioxide that could not be completely dissolved is small, and coarse bubbles of carbon dioxide are difficult to blow out into the water flowing out of the nozzle, so the water flow when connecting a shower head etc. It is quiet and hardly pulsates.
In the case where carbon dioxide gas is dissolved, an aqueous sodium hypochlorite solution can also be used as water. Efficient dissolution of carbon dioxide keeps the pH value of the sodium hypochlorite aqueous solution weakly acidic, for example, around 4.3 to 6, greatly increasing the concentration of hypochlorous acid in a dissociated state effective for sterilization and disinfection. In addition, the fluctuation of the pH value can be reduced by the pH buffering action specific to carbonic acid. For example, the phenomenon of undershooting to a low pH value of 4 or less is much less likely to occur than in the conventional pH adjustment method using hydrochloric acid or acetic acid, and generation of harmful free chlorine gas can be suppressed. From the viewpoint of enhancing the effect, it is desirable that the sodium hypochlorite aqueous solution is adjusted to have a hypochlorite ion concentration of 10 ppm to 1000 ppm, and the dissolved concentration of carbon dioxide gas is adjusted to 200 ppm to 1500 ppm. Is desirable. When the hypochlorite ion concentration is less than 10 ppm, the disinfection action is insufficient, and when it exceeds 1000 ppm, the cost of the sodium hypochlorite aqueous solution is increased. In addition, by adjusting the dissolution concentration of carbon dioxide to 200 ppm or more and 1500 ppm or less, the pH value of the sodium hypochlorite aqueous solution is stably maintained in the pH range of 4.3 to 6 where the disinfection effect is optimized. can do.
Further, without using a sodium hypochlorite aqueous solution, carbon dioxide gas may be dissolved in normal water by the method of the present invention, and a sodium hypochlorite aqueous solution may be added later. In this way, the chemical resistance required especially for the material of the collision part of the liquid processing nozzle can be greatly reduced. In this case, the gas dissolving apparatus of the present invention is provided with a sodium hypochlorite aqueous solution supply unit for quantitatively supplying a sodium hypochlorite aqueous solution to the water in which the carbon dioxide gas delivered from the liquid processing nozzle is dissolved. Thus, the above method can be realized.
The second case is when nitrogen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of nitrogen and water. In the field of water treatment such as boiler water supply, water is deoxygenated in order to prevent corrosion of boilers and piping caused by dissolved oxygen in the water, and one method is nitrogen. The nitrogen-type deoxygenation device removes dissolved oxygen in the raw water by replacing the raw water with nitrogen gas, that is, by dissolving the nitrogen gas. When using the gas dissolution method of the present invention, compared with the conventional method using a venturi tube ejector, a static mixer, etc., the nitrogen gas has a higher melting efficiency, thereby reducing the nitrogen gas flow rate and the circulation time. The oxygen concentration of raw water can be reduced.
When the nitrogen-dissolved water is brought into contact with the atmosphere again, the re-dissolution of oxygen in the atmosphere starts immediately. Therefore, when the conventional method is used to dissolve and deoxygenate nitrogen, the rate of increase in dissolved oxygen concentration is quite fast. . However, when the method of the present invention is used, the introduced nitrogen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, and the dissolution of nitrogen from the bubbles is caused by oxygen from the atmosphere. As a result, the low dissolved oxygen concentration state can be maintained for a long time.
When a liquid treatment nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa or less when the nitrogen flow rate for forming the multiphase flow having the above configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. The dissolved oxygen concentration of water can be reduced to 1 ppm or less by supplying the nitrogen / water flow rate ratio Q1 / Q2 to 0.1 or more and 0.3 or less and supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulating supply. In the case of pump circulation, the number of passes for circulating supply means that the pump liquid flow rate is QP (L / min), the circulation time is T (min), and the water volume in the tank is V (L). QP × T / V.
The third case is when oxygen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of oxygen and water. In fish breeding tanks, ginger for curing live fish (including shellfish), or agricultural water (especially water for hydroponic cultivation), fish and plants consume dissolved oxygen in the water, resulting in oxygen constancy Replenishment is necessary, and the amount of oxygen consumed unnecessarily by the rise of coarse bubbles is large. When the gas dissolution method of the present invention is used, the oxygen gas dissolution efficiency becomes higher compared to the conventional method using a venturi tube ejector, a static mixer, etc., thereby reducing the oxygen gas flow rate and the circulation time. The dissolved oxygen concentration of the raw water can be significantly increased or maintained.
As the gas to be used, pure oxygen may be used, or a mixed gas of nitrogen and oxygen such as air may be used. If oxygen gas with a higher concentration than air is supplied, the dissolved oxygen concentration of the resulting water can be made higher than the atmospheric equilibrium dissolved concentration (about 8 ppm) at room temperature and normal pressure. In the case of raw water, dissolved oxygen concentration level can be improved by dissolving air.
When water in which oxygen is dissolved at a concentration higher than the atmospheric equilibrium dissolved concentration is brought into contact with the atmosphere again, the evaporation of oxygen proceeds until the concentration decreases to the atmospheric equilibrium dissolved concentration. Further, when fish or shellfish are bred or cured in water, oxygen is consumed by these fish and shellfish and the oxygen concentration decreases more rapidly. In these cases, when oxygen is dissolved by the conventional method, the rate of decrease in the dissolved oxygen concentration is considerably fast. However, when the method of the present invention is used, the introduced oxygen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, and oxygen depleted by evaporation or consumption is bubbled. As a result of being supplemented with dissolved oxygen, a high dissolved oxygen concentration state can be maintained for a long period of time. In addition, since the oxygen dissolution efficiency is high, the oxygen supply flow rate required to maintain a high dissolved oxygen concentration state can be greatly reduced even when an oxygen consumer is present.
For example, when a liquid processing nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa when the oxygen flow rate for forming the multiphase flow having the above configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. Hereinafter, the oxygen / water flow ratio Q1 / Q2 is set to 0.1 or more and 0.3 or less, and the dissolved oxygen concentration of water can be set to 10 ppm or more and 40 ppm or less by supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulation.
The fourth case is when hydrogen is dissolved. In this case, the multiphase flow supply means of the gas dissolving apparatus of the present invention is configured to supply a multiphase flow of hydrogen and water. Dissolved hydrogen in water exhibits remarkable reducibility, exhibits an antioxidant effect and an inactivating effect of active oxidative species, and there are many products that are presumed to be taken into the body by drinking or ingestion. Unlike oxygen and nitrogen, hydrogen not only has a low saturation solubility in water, but also has the lowest specific gravity among all gases, so the re-evaporation of dissolved hydrogen is significant, so that high-concentration hydrogen water can be obtained. It has been considered that a pressure dissolution process is essential. However, when the gas dissolution method of the present invention is used, high-concentration hydrogen water can be obtained very simply by passing the liquid treatment nozzle as a mixed phase flow of water and hydrogen without performing pressurization. . In addition, when the method of the present invention is used, the introduced hydrogen is contained not only in a dissolved state but also in the form of fine bubbles having a bubble diameter of 1 μm or less, so that hydrogen depleted by evaporation dissolves from the bubbles. As a result, even in a state open to the atmosphere, compared to hydrogen water containing only dissolved hydrogen by pressurization, the high dissolved hydrogen concentration state is, for example, several times to several tens of times longer than conventional. Will be able to keep.
For example, when a liquid processing nozzle having a standard configuration is used, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa when the hydrogen flow rate for forming the multiphase flow having the above-described configuration is Q1 and the water flow rate is Q2. Hereinafter, the hydrogen / water flow ratio Q1 / Q2 is set to 0.1 or more and 0.3 or less, and the dissolved hydrogen concentration of water is set to 0.3 ppm or more and 1.8 ppm or less by supplying the liquid treatment nozzle in one pass or circulation. Can do.
Claims (20)
前記液体流路を液体入口側の流入室と液体出口側の流出室とに区画する隔壁部と、前記隔壁部に貫通形成され前記流入室と前記流出室とを互いに別経路にて連通させる複数の絞り孔と、前記絞り孔の内面から各々突出するとともに外周面に周方向の山部と高流速部となる谷部とが複数交互に連なるように形成された衝突部とからなる処理コア部とを備え、
前記絞り孔は、それら絞り孔の軸断面積の合計と等価な円の直径をｄｅ、前記絞り孔の長さをＬとして、Ｌ／ｄｅにて定義される絞り孔アスペクト比が３．５以下に設定されてなり、かつ、前記ノズル本体の前記軸線と直交する平面への投影において、前記隔壁部の投影領域の中心位置に定められた基準点から複数の前記絞り孔の内周縁までの距離Ｔが該絞り孔の内径ｄよりも小さくなる程度に近接配置されてなることを特徴とする液体処理ノズル。A nozzle body in which a liquid channel is formed;
A partition that partitions the liquid channel into an inflow chamber on the liquid inlet side and an outflow chamber on the liquid outlet side, and a plurality of passages that are formed through the partition and communicate with the inflow chamber and the outflow chamber through different paths. And a processing core portion that is formed by projecting from the inner surface of the throttle hole and a collision portion formed so that a plurality of circumferential ridges and trough portions that are high flow velocity portions are alternately connected to the outer peripheral surface. And
The throttle hole has a throttle hole aspect ratio defined by L / de of 3.5 or less, where de is the diameter of a circle equivalent to the sum of the axial cross-sectional areas of the throttle holes, and L is the length of the throttle hole. In the projection onto the plane perpendicular to the axis of the nozzle body, the distance from the reference point determined at the center position of the projection area of the partition wall to the inner peripheral edges of the plurality of aperture holes A liquid processing nozzle, which is arranged close to the extent that T is smaller than the inner diameter d of the throttle hole.
前記処理コア部には前記絞り孔が、前記液体流路の中心軸線を挟んで互いに対称な位置関係で２個又は３個形成され、それら前記絞り孔にそれぞれ形成される前記衝突部の組は前記ノズル本体の壁部外周面側から先端が前記絞り孔内へ突出するようにねじ込まれる４本のねじ部材により形成されるとともに、それら４つのねじ部材の組は、２つの前記絞り孔の間で軸線方向にて互いにずれた位置に配置されてなる請求項１ないし請求項４のいずれか１項に記載の液体処理ノズル。In each of the plurality of throttle holes in the processing core part, four collision parts are arranged in a cross shape surrounding the hole center axis in projection onto a plane orthogonal to the axis of the nozzle body,
Two or three of the throttle holes are formed in the processing core portion in a symmetrical relationship with respect to the central axis of the liquid flow path, and the set of the collision portions respectively formed in the throttle holes is The nozzle body is formed by four screw members that are screwed so that the tip projects from the wall outer peripheral surface side into the throttle hole, and the set of the four screw members is between the two throttle holes. The liquid processing nozzle according to any one of claims 1 to 4, wherein the liquid processing nozzle is disposed at positions shifted from each other in the axial direction.
前記混相流を形成するための炭酸ガス流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、炭酸ガス／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．０５以上１．３以下として、前記液体処理ノズルに水及び炭酸ガスを１パス又は循環供給することにより、前記炭酸ガスを前記水に対し溶解効率５０％以上にて溶解させる請求項１１記載のガス溶解方法。In the projection, the liquid processing nozzle is defined as K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of throttle holes, and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes. Water flowing out from the liquid outlet when the throttle hole concentration ratio K is 0.2 or more and the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm, where Q is the flow rate and Se is the total cross-sectional area of the processing core part of the liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part. 2 / min or more is used,
When the carbon dioxide gas flow rate for forming the mixed phase flow is Q1 and the water flow rate is Q2, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa or less, and the carbon dioxide gas / water flow ratio Q1 / Q2 is 0.00. The gas according to claim 11, wherein the carbon dioxide gas is dissolved in the water at a dissolution efficiency of 50% or more by supplying water and carbon dioxide gas to the liquid treatment nozzle in one pass or in a circulating manner as 05 to 1.3. Dissolution method.
前記水は初期溶存酸素濃度が３ｐｐｍ以上のものが使用され、前記混相流を形成するための窒素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、窒素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．０５以上０．５以下として前記液体処理ノズルに１パス又は循環供給することにより、前記水の溶存酸素濃度を１ｐｐｍ以下とする請求項１３記載のガス溶解方法。In the projection, the liquid processing nozzle is defined as K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of throttle holes, and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes. Water flowing out from the liquid outlet when the throttle hole concentration ratio K is 0.2 or more and the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm, where Q is the flow rate and Se is the total cross-sectional area of the processing core part of the liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part. 2 / min or more is used,
The water having an initial dissolved oxygen concentration of 3 ppm or more is used. When the nitrogen flow rate for forming the mixed phase flow is Q1 and the water flow rate is Q2, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0. The dissolved oxygen concentration of the water is set to 1 ppm or less by supplying the nitrogen / water flow rate ratio Q1 / Q2 to 0.05 or more and 0.5 or less to the liquid treatment nozzle in one pass or circulation. Gas dissolution method.
前記混相流を形成するための酸素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、酸素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．０５以上０．５以下として前記液体処理ノズルに水及び酸素を１パス又は循環供給することにより、前記水の溶存酸素濃度を１０ｐｐｍ以上４０ｐｐｍ以下とする請求項２６記載のガス溶解方法。In the projection, the liquid processing nozzle is defined as K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of throttle holes, and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes. Water flowing out from the liquid outlet when the throttle hole concentration ratio K is 0.2 or more and the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm, where Q is the flow rate and Se is the total cross-sectional area of the processing core part of the liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part. 2 / min or more is used,
When the oxygen flow rate for forming the mixed phase flow is Q1 and the water flow rate is Q2, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa or less, and the oxygen / water flow ratio Q1 / Q2 is 0.05 or more. 27. The gas dissolving method according to claim 26, wherein the dissolved oxygen concentration of the water is set to 10 ppm or more and 40 ppm or less by supplying water and oxygen to the liquid treatment nozzle in one pass or circulatingly as 0.5 or less.
前記混相流を形成するための水素流量をＱ１、水流量をＱ２としたとき、液体入口側の動水圧を０．０１５ＭＰａ以上０．３ＭＰａ以下、水素／水流量比Ｑ１／Ｑ２を０．０５以上０．５以下として前記液体処理ノズルに１パスまたは循環供給することにより、前記水の溶存水素濃度を０．３ｐｐｍ以上とする請求項１７記載のガス溶解方法。In the projection, the liquid processing nozzle is defined as K≡Sr / St, where St is the area of the circumscribed circle with respect to the inner peripheral edge of the plurality of throttle holes, and Sr is the total area of the projection areas of the throttle holes. Water flowing out from the liquid outlet when the throttle hole concentration ratio K is 0.2 or more and the liquid outlet side is opened and water is circulated to the liquid inlet so that the dynamic pressure is 0.1 MPa. The water flux Q / Se is 0.5 L · mm, where Q is the flow rate and Se is the total cross-sectional area of the processing core part of the liquid circulation part formed between the inner surface of the throttle hole and the collision part. 2 / min or more is used,
When the hydrogen flow rate for forming the mixed phase flow is Q1 and the water flow rate is Q2, the dynamic water pressure on the liquid inlet side is 0.015 MPa or more and 0.3 MPa or less, and the hydrogen / water flow ratio Q1 / Q2 is 0.05 or more. The gas dissolving method according to claim 17, wherein the dissolved hydrogen concentration of the water is set to 0.3 ppm or more by supplying one cycle or circulating supply to the liquid treatment nozzle as 0.5 or less.
前記液体処理ノズルから送出される前記炭酸ガスが溶解した前記水に対し、次亜塩素酸ナトリウム水溶液を定量供給する次亜塩素酸ナトリウム水溶液供給部をさらに備える請求項１９記載のガス溶解装置。The multiphase flow supply means supplies a multiphase flow of water and carbon dioxide gas,
The gas dissolving device according to claim 19, further comprising a sodium hypochlorite aqueous solution supply unit that quantitatively supplies a sodium hypochlorite aqueous solution to the water in which the carbon dioxide gas delivered from the liquid processing nozzle is dissolved.
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2015106846 | 2015-05-07 | ||
| JP2015106846 | 2015-05-07 | ||
| PCT/JP2016/064072 WO2016178436A2 (en) | 2015-05-07 | 2016-05-02 | Liquid processing nozzle, liquid processing method using same, gas dissolution method, and gas dissolution device |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPWO2016178436A1 true JPWO2016178436A1 (en) | 2017-05-18 |
| JP6182715B2 JP6182715B2 (en) | 2017-08-23 |
Family
ID=57217613
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2016565510A Active JP6182715B2 (en) | 2015-05-07 | 2016-05-02 | Liquid processing nozzle, liquid processing method, gas dissolving method and gas dissolving apparatus using the same |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP6182715B2 (en) |
| WO (1) | WO2016178436A2 (en) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2021067169A (en) * | 2019-03-04 | 2021-04-30 | 株式会社富士計器 | Urolith removal system |
Families Citing this family (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6596625B2 (en) * | 2016-10-19 | 2019-10-30 | 株式会社ウォーターデザイン | Edible oil manufacturing method and manufacturing apparatus |
| JP6762461B2 (en) * | 2017-03-06 | 2020-09-30 | 株式会社ウォーターデザイン | Liquid processing nozzle and core element for liquid processing nozzle |
| JP6909600B2 (en) * | 2017-03-16 | 2021-07-28 | マクセルホールディングス株式会社 | Electrolyzed hydrogen water generator |
| CN108211838A (en) * | 2018-02-06 | 2018-06-29 | 西安交通大学 | A kind of multi-hole orifice promotes the venturi mixer of mixed effect |
| JP2019195386A (en) * | 2018-05-07 | 2019-11-14 | 早稲田ビジネスコンサルティング株式会社 | Washing water supply device for dental unit, dental unit and maintenance method thereof |
| JP2019202307A (en) * | 2018-05-24 | 2019-11-28 | 株式会社ウォーターデザイン | Liquid sending channel cleaning and maintenance device, and liquid sending channel cleaning and maintenance method using the same |
| CN108401795A (en) * | 2018-06-05 | 2018-08-17 | 大连富森智能科技有限公司 | Liquid spawn intelligences combination inoculating gun |
| CN108607375B (en) * | 2018-06-08 | 2024-04-12 | 生态环境部华南环境科学研究所 | Emergency treatment method for river basin emergency environmental event and medicine dissolving device |
| JP7376904B2 (en) | 2019-05-22 | 2023-11-09 | 株式会社タケシタ | liquid handling nozzle |
| JP7370534B2 (en) * | 2019-05-22 | 2023-10-30 | 株式会社リスニ | liquid processing equipment |
| JP7399408B2 (en) | 2019-10-18 | 2023-12-18 | 早稲田ビジネスコンサルティング株式会社 | Liquid handling nozzle to purify liquid piping of dental equipment |
| WO2021075043A1 (en) * | 2019-10-18 | 2021-04-22 | 国立大学法人 東京大学 | Ultrafine bubble-containing solution, beverage containing this, and drug |
| CN111675378A (en) * | 2020-06-11 | 2020-09-18 | 温州砼程维禹科技有限公司 | Water storage device with water purification function |
| JP7260925B2 (en) * | 2020-11-16 | 2023-04-19 | 株式会社タケシタ | liquid handling nozzle |
| JP7104837B1 (en) | 2021-07-06 | 2022-07-21 | 株式会社日本トリム | Dissolved gas concentration measuring method, dissolved hydrogen concentration measuring device and dialysate preparation water production device |
Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2009082903A (en) * | 2007-09-16 | 2009-04-23 | Sgk Kk | Microbubble generator |
| JP2012040448A (en) * | 2008-11-14 | 2012-03-01 | Yasutaka Sakamoto | Microbubble generator |
| JP2012250138A (en) * | 2011-05-31 | 2012-12-20 | Idec Corp | Microbubble generation nozzle and microbubble generator |
| WO2013011570A1 (en) * | 2011-07-20 | 2013-01-24 | 株式会社Ｊａｐａｎ Ｓｔａｒ | Bubble generation mechanism and shower head with bubble generation mechanism |
| WO2013012069A1 (en) * | 2011-07-21 | 2013-01-24 | 株式会社シバタ | Bubble generating mechanism and showerhead with bubble generating mechanism |
| JP2015174056A (en) * | 2014-03-17 | 2015-10-05 | 株式会社シバタ | Carbon dioxide gas dissolution device |
-
2016
- 2016-05-02 JP JP2016565510A patent/JP6182715B2/en active Active
- 2016-05-02 WO PCT/JP2016/064072 patent/WO2016178436A2/en active Application Filing
Patent Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2009082903A (en) * | 2007-09-16 | 2009-04-23 | Sgk Kk | Microbubble generator |
| JP2012040448A (en) * | 2008-11-14 | 2012-03-01 | Yasutaka Sakamoto | Microbubble generator |
| JP2012250138A (en) * | 2011-05-31 | 2012-12-20 | Idec Corp | Microbubble generation nozzle and microbubble generator |
| WO2013011570A1 (en) * | 2011-07-20 | 2013-01-24 | 株式会社Ｊａｐａｎ Ｓｔａｒ | Bubble generation mechanism and shower head with bubble generation mechanism |
| WO2013012069A1 (en) * | 2011-07-21 | 2013-01-24 | 株式会社シバタ | Bubble generating mechanism and showerhead with bubble generating mechanism |
| JP2015174056A (en) * | 2014-03-17 | 2015-10-05 | 株式会社シバタ | Carbon dioxide gas dissolution device |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2021067169A (en) * | 2019-03-04 | 2021-04-30 | 株式会社富士計器 | Urolith removal system |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| WO2016178436A2 (en) | 2016-11-10 |
| JP6182715B2 (en) | 2017-08-23 |
| WO2016178436A3 (en) | 2017-01-26 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP6182715B2 (en) | Liquid processing nozzle, liquid processing method, gas dissolving method and gas dissolving apparatus using the same | |
| WO2016195116A2 (en) | Liquid processing nozzle, liquid processing method using same, gas dissolution method, and gas dissolution device | |
| JP4869922B2 (en) | Fine bubble generator | |
| JP2009082903A (en) | Microbubble generator | |
| US5705060A (en) | Vessel for mixing or separating flowing media | |
| KR100980200B1 (en) | An simultaneous and parallel manufacturing apparatus of water with oxygen and hydrogen using oxygen and hydrogen gas and manufacturing apparatus of water with hydrogen using hydrogen gas | |
| KR100872968B1 (en) | An manufacturing apparatus of water with oxygen and hydrogen using brown's gas and manufacturing method thereof | |
| JP2006320675A (en) | Application of micro bubble by carbon dioxide | |
| KR20120002681A (en) | Ventury tube type nano bubble proceded water generator | |
| US11167253B2 (en) | Apparatus for generating ultrafine bubbles of molecular hydrogen in water | |
| JP2010142760A (en) | Oxygen-hydrogen water production method and device therefor | |
| JP2015098014A (en) | Electrolytic water micro nano-bubble generator | |
| JP2003326277A (en) | Production apparatus of bactericidal water | |
| CN110891674A (en) | Microbubble generating apparatus and microbubble generating method, and shower apparatus and oil-water separating apparatus having the same | |
| KR20080092750A (en) | Device for supplying micro bubble into a bath | |
| JP2011218343A (en) | Nozzle for gas-liquid mixing, gas-liquid mixing mechanism and application of the same | |
| JP2009101329A (en) | Liquid treatment apparatus | |
| KR200488426Y1 (en) | A micro-bubble generator of carbon dioxide | |
| JP2008237995A (en) | Fine air bubble producer, and washing device, showering device, and fish preserve using the same | |
| JP2008114099A (en) | Microbubble generation device and bubble fining implement | |
| JP5785158B2 (en) | Microbubble generator | |
| JP2019072707A (en) | Ultrafine bubble-containing liquid generated by quick gas filling device using ultrafine bubble nozzle | |
| JP6321877B1 (en) | Fluid mixing equipment | |
| JP2006116288A (en) | Apparatus and method for generating heated water containing carbonic acid | |
| JP2010162149A (en) | Fine air bubble generating device for bathtub and method of generating fine air bubbles for bathtub |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A975 | Report on accelerated examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971005 Effective date: 20161221 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20170214 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20170303 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20170317 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20170516 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20170526 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 6182715 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |