顕熱：温度変化を伴う熱（温度計が動く）
潜熱：状態変化に使われる熱（温度計が止まる）
湿り蒸気：液と蒸気が共存（乾き度 0 < x < 1）
乾き飽和蒸気：全量が蒸気（x = 1）
過熱蒸気：飽和温度より高い温度
メタン CH₄：−162℃（常温で液化不可 → CNG）
プロパン C₃H₈：−42℃（常温で液化可 → LPG）
ブタン C₄H₁₀：−1℃（冬期に気化困難）
温度一定のとき、圧力と体積は反比例
圧力一定のとき、体積は絶対温度に比例
圧力・体積・温度がすべて変化する場合
理想気体の量・圧力・体積・温度を結ぶ万能式
混合気体の全圧 = 各成分の分圧の和
各成分の分圧 = 全圧 × モル分率
理想気体の仮定：分子間力ゼロ・分子体積ゼロ
実在気体が理想気体に近い条件：高温・低圧
実在気体が理想からずれる条件：高圧・低温
実在気体の補正方程式
b：分子体積補正（V から減算）
実在気体が理想からずれる度合いの指標
Z = 1：理想気体 Z < 1：引力支配 Z > 1：排除体積支配
臨界温度以上では、圧力をどれだけ上げても液化できない
メタン臨界温度：約−82℃（常温で液化不可 → CNGは圧縮のみ）
プロパン臨界温度：約97℃（常温で液化可 → LPGの根拠）
気体：温度↑ → 粘度増加（液体と逆）
液体：温度↑ → 粘度減少
気体の粘度：圧力変化の影響はほぼない
拡散速度比 = 分子量の平方根の逆比
分子量が小さいほど速く拡散（H₂は軽いので速い）
ヘンリー：気体の溶解量は分圧に比例（全圧ではない）
ラウール：混合液の蒸気圧 = 純粋成分の蒸気圧 × モル分率
1気圧 = 101.325 kPa
1mol の理想気体（0℃・1atm）= 22.4 L
絶対温度 T[K] = t[℃] + 273
気体定数 R = 8.314 J/(mol·K)
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メタンの臨界温度：約−82℃
プロパンの臨界温度：約97℃
プロパンが常温でLPGになる理由：臨界温度が常温より高いから
メタンがCNGになる理由：臨界温度が常温より低い（−82℃）から
孤立系：エネルギーも物質も交換なし
閉鎖系：エネルギーは交換可、物質は出入りなし
開放系：エネルギーも物質も交換可
エネルギー保存則。系が吸収した熱は内部エネルギー増加と外部仕事に使われる
内部エネルギー U：分子の熱的エネルギーの総和。状態量。
エンタルピー H = U + PV
定圧変化では：Q = ΔH（加えた熱 = エンタルピー増加）
反応熱は経路によらず始状態と終状態だけで決まる
「反応熱は経路によらない」 → ○
「反応熱は温度によらず一定」 → ×（キルヒホッフで変化する）
Cp：定圧モル熱容量 Cv：定積モル熱容量
理想気体：Cp = Cv + R → 常にCp > Cv
比熱比：γ = Cp/Cv（断熱指数）
等温変化：PV=一定。ΔU=0 → Q=W
定積変化：W=0 → Q=ΔU=nCvΔT
定圧変化：Q=ΔH=nCpΔT
断熱変化：Q=0 → ΔU=−W。PVγ=一定
熱の出入りゼロ（Q=0）
断熱膨張 → 温度低下
断熱圧縮 → 温度上昇
気体を絞りに断熱的に通すと温度が変化する
多くの実在気体（常温）：膨張 → 冷却（液化に利用）
H₂：常温では膨張で温度上昇（反転温度以上のため）
理想気体：温度変化なし（係数=0）
① 熱を完全に仕事に変えることは不可能
② 熱は自然に高温→低温へ（逆は自然に起きない）
③ 第二種永久機関は不可能
「熱の散らばりやすさ」を数値化した状態量
自発変化は常にエントロピー増大の方向へ
可逆過程：ΔS=0 不可逆過程：ΔS>0
理想的な可逆熱機関。最大の熱効率を実現。
逆カルノーサイクル＝仕事を使って熱を低温→高温へ移す
ヒートポンプのCOPは常に1以上
ΔG < 0：自発的に進む反応
ΔG = 0：平衡状態
エクセルギー：外界と平衡になるまでに取り出せる仕事の最大値
絶対温度0Kにおいて、純粋な結晶のエントロピーはゼロ
→ エントロピーの絶対値の基準点
T > 0K では全ての純物質のエントロピーは正の値
Cp = Cv + R（理想気体）
カルノー効率 η = (T₁−T₂)/T₁
エントロピー変化 ΔS = Q/T
断熱変化の式 PVγ = 一定
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酸化：酸素を受け取る / 電子を失う / 酸化数増加
還元：酸素を失う / 電子を得る / 酸化数減少
燃焼 = 急激な酸化反応（熱と光を伴う）
C₃H₈ + 5O₂ → 3CO₂ + 4H₂O
標準生成熱：単体から化合物1molを生成するときの反応熱
主要値：CO₂(g) 393.5 kJ/mol H₂O(g) 241.8 kJ/mol H₂O(l) 285.8 kJ/mol
ΔH燃焼 = Σ生成物の生成熱 − Σ反応物の生成熱
化学エネルギーを直接電気エネルギーに変換（燃焼を経由しない）
H₂ + ½O₂ → H₂O 理論起電力 ≈ 1.23 V
負極（燃料極）：H₂ → 2H⁺ + 2e⁻
正極（空気極）：½O₂ + 2H⁺ + 2e⁻ → H₂O
反応熱は経路によらず始・終状態だけで決まる
「反応熱は経路によらない」 → ○
「反応熱は温度によらず一定」 → ×
平衡状態に変化を加えると、その変化を打ち消す方向に平衡が移動する
圧力↑ → 気体モル数減少する方向へ移動
温度↑ → 吸熱方向へ移動
メタン水蒸気改質：CH₄ + H₂O ⇌ CO + 3H₂（吸熱）
→ 高温・低圧で正反応が有利
CO + H₂O ⇌ CO₂ + H₂（発熱）
→ 低温で正反応が有利
反応速度は温度が高いほど速くなる
触媒：活性化エネルギーを下げて反応を促進
一次反応：反応速度 ∝ 反応物濃度
触媒：反応の活性化エネルギーを低下させ、反応を促進
触媒自身は反応の前後で変化しない
触媒は平衡定数を変えない（平衡の位置は変わらない）
電池：負極（アノード）で酸化、正極（カソード）で還元
電解：陽極で酸化、陰極で還元（電池と逆に覚える必要なし）
イオン化傾向：Li > K > … > H > Cu > Ag > Au
水素と酸素の電気化学反応で直接電気を取り出す
負極（燃料極）：H₂ → 2H⁺ + 2e⁻
正極（空気極）：½O₂ + 2H⁺ + 2e⁻ → H₂O
電解で析出/溶解する物質量は流れた電気量に比例
腐食 = 金属の酸化（電気化学的プロセス）
イオン化傾向の高い金属がアノードになり溶ける
異種金属接触腐食：イオン化傾向が高い方が優先的に腐食
HHV（総発熱量）：水を液化させた場合
LHV（真発熱量）：水を液化しない場合
HHV > LHV
メタン CH₄：LHV ≈ 802 kJ/mol
プロパン C₃H₈：LHV ≈ 2,044 kJ/mol
ブタン C₄H₁₀：LHV ≈ 2,659 kJ/mol
水素 H₂：LHV ≈ 242 kJ/mol
C₃H₈ + 5O₂ → 3CO₂ + 4H₂O
C₄H₁₀ + 6.5O₂ → 4CO₂ + 5H₂O
一般式 CₘHₙ + (m+n/4)O₂ → mCO₂ + (n/2)H₂O
理論酸素量：完全燃焼に必要な最小酸素量
理論空気量 A₀：完全燃焼に必要な最小空気量
空気 = 酸素 21% + 窒素 79%（体積比）
λ < 1：空気不足 → 不完全燃焼（CO発生）
λ = 1：理論空気量（完全燃焼）
λ > 1：過剰空気（実用上必要）
完全燃焼：CO₂ と H₂O のみ生成
不完全燃焼：酸素不足 → CO が発生
層流燃焼速度：未燃混合気に対する火炎の伝播速度
乱流燃焼速度：乱流で速くなる（層流の数倍〜数十倍）
水素H₂の燃焼速度は非常に速い（約3 m/s）
拡散燃焼：燃料と空気を別々に供給し、混合しながら燃焼
予混合燃焼：あらかじめ混合してから燃焼。火炎が速い
ガスが空気中で燃焼できる濃度範囲
爆発下限界(LEL)：これ未満は燃焼しない（希薄すぎ）
爆発上限界(UEL)：これ超は燃焼しない（濃すぎ）
（ル・シャトリエの式）頻出
温度↑ → 爆発範囲が広がる
圧力↑ → 上限界が広がる（下限界はほぼ変わらない）
不活性ガス混入 → 爆発範囲が狭まる
着火温度（発火点）：外部点火なしで自然発火する最低温度
引火点：外部点火で引火する最低温度（蒸気の最低濃度）
着火温度：メタン≈600℃ プロパン≈450℃
爆発（デフラグレーション）：火炎伝播速度が音速未満
爆ごう（デトネーション）：衝撃波を伴い、音速を超える伝播
① 燃焼反応式を書く
② 理論酸素量 O₀ を計算
③ 理論空気量 A₀ = O₀/0.21
④ 実際空気量 A = λ × A₀
⑤ 湿り/乾き燃焼ガス量を計算
圧縮性流体（気体）：圧力で体積変化あり
非圧縮性流体（液体）：体積変化ほぼなし
粘性流体：粘度あり（実際の流体）
完全流体（理想流体）：粘度ゼロの仮想流体
管内の流量（質量）は一定
管が細くなると流速が速くなる
流れが層流か乱流かを判定する無次元数
Re < 2300：層流 Re > 4000：乱流
層流：整然と平行に流れる（Re < 2300）
流速分布：放物線形（中央最大、壁面ゼロ）
乱流：渦を伴う乱れた流れ（Re > 4000）
流速分布：より平坦な形
定常流・完全流体・流線上で成立するエネルギー保存則
ダルシー–ワイスバッハ式
層流：\(\lambda = 64/Re\)（ハーゲン–ポアズイユ）
乱流：\(\lambda = 0.316/Re^{0.25}\)（ブラジウス式）
急拡大管：ボルダ–カルノーの式
\(\Delta P = \dfrac{\rho(v_1-v_2)^2}{2}\)
急縮小管：損失は急拡大より小さい
弁・エルボ・継手：等価管長（相当長）で換算
液柱の高さ差で圧力を測定
U字管マノメーター：両腕の液面差から差圧を計算
全圧と静圧の差から流速を測定
ベルヌーイの式を利用した流速計
絞りによる圧力差から流量を測定
ベンチュリは流量係数が高く（≈0.98）圧力損失が少ない
配管コスト（管径↑→高い）と動力コスト（流速↑→圧損大→高い）のバランス最適点
ガス配管の目安：低圧 5〜10 m/s程度
管入口から流速分布が完全に発達するまでの区間
層流：\(Le/d \approx 0.06\,Re\)
乱流：Le/d ≈ 60程度
定常流：ある点の流速・圧力が時間的に変化しない
非定常流：時間的に変化する（起動・停止・バルブ操作時）
ウォーターハンマー：非定常流による急激な圧力変動
Re < 2300 → 層流
Re > 4000 → 乱流
層流の管摩擦係数 λ = 64/Re
連続の式：A₁v₁ = A₂v₂
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熱伝導：物質内を伝わる（固体内が主）
対流熱伝達：流体の移動により伝わる
熱放射（輻射）：電磁波として伝わる（真空中も可）
熱伝導の基本法則
熱流束：Q = λ × (T₁−T₂)/L（単位面積あたり）
金属（銅・アルミ・鉄）：非常に高い
非金属・非鉄（コンクリート・ガラス）：中程度
断熱材（ロックウール等）：低い
気体：非常に低い（H₂は気体中最高）
複数層では熱抵抗を直列に加算する
熱抵抗 R = L/λ（電気抵抗と同様の考え方）
自然対流：密度差による自然な流れ
強制対流：ポンプ・ファン等による強制的な流れ
気体（自然対流）：最小（約5〜25 W/(m²·K)）
液体（強制対流）：中程度（約500〜2,000）
沸騰・凝縮：非常に高い（約5,000〜50,000）
壁の熱伝導と両面の対流をまとめた総合抵抗
全伝熱量：
向流型の方が並流型より効率が高い
黒体が単位面積から放射するエネルギー
α（吸収率）＋ρ（反射率）＋τ（透過率）= 1
黒体：α = 1（完全吸収体）
キルヒホッフの法則：吸収率 = 放射率（同一温度）
加熱器・冷却器・蒸発器・凝縮器・再沸器・過熱器
構造：管形（シェル&チューブ）・板形（プレート式）
流れ方向：向流（高効率）・並流・直交流
配管の断熱計算に使用
引張・圧縮・せん断の3種類
弾性範囲内では応力とひずみは比例
ポアソン比 ν = 横ひずみ/縦ひずみ
A 比例限度：フックの法則が成立する限界
B 弾性限度：元に戻れる限界
C 降伏点：永久変形が始まる点（設計の基準）
D 引張強さ：最大応力点（破断前の最大値）
F 破断点：材料が破断
基準強さ：降伏点または引張強さ（使用目的で選択）
許容応力：実際の設計で使える最大応力
内圧を受ける円筒容器の応力
σz = PD/(4t) （軸応力）
炭素量↑ → 引張強さ・硬さ↑、伸び・靭性↓
ガス配管：炭素量 0.25% 以下が一般的
不純物の悪影響：P（リン）→低温脆性 S（硫黄）→高温脆性（赤熱脆性）
Cr：耐食性・硬さ向上（ステンレス鋼）
Ni：靭性向上・低温特性改善
Mo：高温強度・耐クリープ性向上
Mn：引張強さ・靭性向上
炭素鋼の使用限界：約450℃
450℃超 → クリープが問題に → 高合金鋼・ステンレスが必要
高温強度の重要性：Mo添加鋼・オーステナイト系SUS
LNG貯槽（−162℃）：9%Niニッケル鋼またはSUS304（オーステナイト系）
体心立方（BCC）構造：低温で脆性↑（炭素鋼・フェライト系SUS）
面心立方（FCC）構造：低温でも靭性を保つ（オーステナイト系SUS・Ni鋼）
引張応力＋腐食環境が重なって発生する割れ
オーステナイト系SUS：塩化物環境でSCCに弱い
対策：低応力設計、応力除去焼鈍、環境制御
繰り返し応力（静的強度より低い応力）による破壊
耐久限度：疲労破壊を起こさない最大応力振幅
S-N曲線で整理（応力振幅 vs 破断までの繰り返し数）
高温・長時間の応力でひずみが時間とともに増大する現象
三段階：1次（減速）→ 2次（定常）→ 3次（加速・破断）
低温脆性：BCC金属が低温で急激に靭性低下（遷移温度以下）
水素脆性：水素が鋼に侵入し、靭性が著しく低下
遅れ割れ：溶接後に時間経過で水素脆性により発生
熱可塑性：加熱すると軟化・成形可能（PE、PP、PVC）
熱硬化性：一度固化すると再加熱で軟化しない（エポキシ）
ガス管：PE（ポリエチレン）が主流（耐食性・軽量）
円周応力 σt = PD/(2t)
軸応力 σz = PD/(4t)
円周応力は軸応力の2倍
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炭素鋼の高温使用限界：450℃
LNG貯槽（−162℃）に使う材料：9%Ni鋼またはSUS304
オーステナイト系SUSの最大の弱点：塩化物環境でのSCC（応力腐食割れ）
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