配管曲げモーメントを受けるPTFEガスケット付き
管フランジ締結体の力学挙動評価

バルカー技術誌

Winter 2018
No.34

1. はじめに懸念されている。兵庫県南部地震の際には液状化によってガスケット付き管フランジ締結体は石油精製プラント、化学人に避難勧告が出されたという事例もあり、プラントの地震対プラント、発電プラントなどで広く使われている。日本では、か策も必要不可欠である。澤らはうず巻形ガスケット付きフラン

つては耐熱性、シール性、強度に優れ、取扱いが簡単な上ジ締結体が配管曲げを受けた場合の力学的挙動についてに低価格であった石綿ガスケットが広く使われ、研究も盛ん研究を行っている８）-10）。カナダ、モントリオール工科大学の配管曲げが生じたフランジ締結部からLPガスが漏れて7 万１）-３）Tightness Testing and Research Laboratoryでは延伸から2008 年に使用が規制された４）。

PTFE 付きフランジ締結体が配管曲げを受けた場合のボルトに行われていた。しかしながら、人体の健康への影響

石綿ガスケットは石綿フィラーのうず巻形ガスケットと石綿ジョイントシートガスケットの2 種類に大別される。石綿規制の軸力の挙動について研究し 11）、Kovesらは配管曲げの影響を等価内圧によって評価する方法を示している12）-16）。

際、うず巻形ガスケットについては膨張黒鉛フィラーに置き換

しかしながら、配管曲げと内圧を受けたPTFEガスケット付えることで大きな問題は生じなかったが、シートガスケットにつき管フランジ締結体の研究は行われていない。
PTFEガスケッ

いてはいくつか課題が生じた。ジョイントシートガスケットではトが広く使用されている現在、また、今後も地震などの災害石綿繊維の代わりにアラミド繊維のガスケットが開発されたへの対応のためにもPTFE 付き管フランジ締結体の力学的が、ゴム分を多く配合する必要があり、耐熱性に課題があっ挙動を評価することが重要である。

た。また膨張黒鉛シートガスケットは耐熱性においては問題

本研究では、配管曲げと内圧を受けるPTFE付き管フランがなかったが、材料が脆く表面が傷付きやすいという難点がジ締結体の力学的挙動をFEM応力解析と実験によって明らあった。そこで、改良されたPTFE（Poly-Tetra-Fluoro-かにすることを目的としている。まずはJIS B 2490に基づきガEthylene）系ガスケットが広く使用されることとなった。改良さスケットの基礎特性を調べる。有限要素法（FEM）応力解析

れたPTFE 系ガスケットは高い耐薬品性と耐熱性を有し、配ではボルト軸力、ハブ応力、及びガスケット接触応力分布を合や製造方法によって、従来からの課題であるクリープが改算出し、ガスケット接触応力分布とガスケット基礎特性から漏５）善されることで多くの締結部に採用されることとなった 。しかれ量も推測する。FEM 応力解析の妥当性確認のため、ボしながら、PTFEガスケット付き管フランジ締結体のガスケットルト軸力とハブ応力について実験結果と比較する。実験では接触応力分布と密封性能、ハブ応力及びボルト軸力変化な締結体からの漏れ量、ボルト軸力、及びハブ応力を測定す

どの力学的挙動は十分に明らかにされていない。

る。締結体寸法はASME/ANSI class300 4inchとする。

これまでの筆者らの研究によって常温及び高温環境下の本研究に用いる評価ガスケットはNo.GF300を用いている。

PTFE 付き管フランジ締結体の上述の力学的挙動はかなり

No.GF300はゴム分を一切含まず、熱や時間による化学劣化研究され、石綿ジョイントシートガスケットよりも優れていることなどがないため、精度の良い力学評価が可能と考えられる。

が明らかにされている６）,７）。
近年の日本では、1995 年に兵庫県南部地震、2007 年に新潟県中越沖地震、2011 年に東北沖地震、2016 年に熊本地震と大きな地震が発生している。加えて、南海トラフ大地

2. 実験方法
Figure1（a）
は管フランジ締結体配管曲げ実験装置の写震発生は、一説では10 年以内にも発生すると考えられてい真、Figure1（b）
は概要図を示している。四点曲げ方式にる。震源地には多くのプラントや建造物があり、甚大な被害もよって配管曲げモーメントを負荷し、連結したヘリウムガスボ

7技術論文ンベによって内圧も負荷できる。締結体の寸法はASME/変位計の平均値から得られた圧縮量を初期厚さで除したもANSI class300 4inchで、フランジ及び管の材料はSUS304のである。

である17）。各管の長さは2m、両方を合わせて約 4mの装置である。ガスケットの径寸法も締結体に合わせてASME/ANSI class300 4inchとし、厚さは1.5mmとしている。

3-2）
シール性
ガスケットのシール性はFigure2に示す装置を用いてJIS

フランジハブ応力、ボルト軸力はひずみゲージを用いて測B 2490に基づいて評価した。ボンベから供給されるヘリウム定し、漏れ量はヘリウムリークディテクターを用いてスニファーガスを2MPaまで加圧し、スリーブで回収したガスケットからの法によって測定する。また、初期のボルト締付けはJIS B

漏れ量を石鹸膜流量計によって測定する。Figure4は実験

18）2251“フランジ継手締付け方法”に基づいて行う 。ボルト締から得られた漏れ量とガスケット接触応力の関係を示してい付け後に四点曲げモーメントと内圧を負荷し、フランジハブ応る。ガスケット接触応力は約 40MPaまで負荷したが、20MPa

力、ボルト軸力、及び漏れ量を測定する。作用曲げモーメン

以上では漏れ量が過小で測定ができなかったためにデータ

トMはM=W/2×αで求められる。なお、αは有 効 管 長さが示されていない。

バルカー技術誌（=1.6m）である。ボルト初期締付け力は平均ガスケット応力が 10MPaになるように一本あたり11.1kNとし、作用内圧は2MPaとしている。

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（a）
装置写真

Figure2 ガスケット特性評価試験装置概要

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（b）
装置概要
Figure1 四 点曲げモーメントが作用する管フランジ締結体の力学挙動測定実験装置

3. ガスケット特性

Figure3

No.GF300ガスケットの応力－ひずみ特性

FEM 応力解析に用いるため、ガスケットの圧縮特性及びシール特性を評価する。
3-1）圧縮特性
室温におけるガスケットの応力－ひずみ特性を評価する。
Figure2は評価のための実験装置概要を示している19）。フランジの平面座はJIS 10K 50A 相当の寸法とし、圧縮試験機によって圧縮される。Figure3は実験から得られたNo.GF300
ガスケットの応力－ひずみ関係である。ひずみの値は3 つのFigure4

漏れ量－ガスケット接触応力関係
8配管曲げモーメントを受ける PTFE ガスケット付き管フランジ締結体の力学挙動評価

4. 有限要素法（FEM）応力解析
Figure5はFigure1に示す四点曲げ及び内圧を受けるガ

5. FEM応力解析結果と実験結果
5-1）ボルト軸力

スケット付き管フランジ締結体のFEMモデルである。対称性

Figure7はFigure6に示す 4 本の各ボルトの軸力変化をを考慮し、1/4（軸方向に1/2、周方向に1/2）モデルとなってFEM応力解析及び実験から得られた値を示している。横軸いる。ボルト・ナット部のねじは省略し、ナットも六角形から同に曲げモーメントM、縦軸にボルト軸力、実線は実験結果、バルカー技術誌

じ断面積の円に簡略化している。Figure6はFEM応力解析

破線はFEM 応力解析結果を示している。#1と#2のボルトの境界条件を示している。各対称面を拘束し、ボルト締付けは曲げモーメントが増加するにつれて軸力が増加するのに対は各ボルトに軸力に相当する引張を与えることで再現していし、#3と#4は低下している。配管曲げによって#1、#2 側はる。四点曲げは配管端部を拘束した上でフランジ付近のジグフランジ接触面が口開きすることによってボルトが引張を受けにW/2の荷重を負荷している。内圧の影響は管フランジ容て軸力増加しているためである。一方、#3、#4 側は配管曲器内側に圧力を負荷する。フランジ及びボルトは弾塑性要げによってフランジ接触面が閉じることによってボルトが収縮素、ガスケットはABAQUSガスケット要素によってモデリングして軸力低下する。FEM 解析結果と実験結果はよく一致しする。FEM 解析では、ボルト軸力、フランジハブ応力、ガスており、FEM 応力解析の妥当性が示されている。

ケット接触応力分布を算出する。

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W/2
Figure7No.34

FEM 応力解析と実験から得られた配管曲げを受けた場合のボルト軸力の変化

5-2）ガスケット接触応力分布
Figure8はFEM 応力解析から得られた初期締付け時、3500N･mの配管曲げ負荷時、及び 3500N･mの配管曲げ+ 内圧負荷時におけるガスケット接触応力分布のコンター図である。ガスケット外縁部が接触応力ゼロなのは、平面座の外側でフランジと接触していないためである。初期締付け時
Figure5管フランジ締結体の FEMモデルのガスケット接触応力分布を見ると、フランジローテーションに起因して外径側ほど接触応力がより高くなっていることがわかる。また、 周 方 向 の 接 触 応 力 勾 配はほとんどない。
3500N･mの曲げモーメントを負荷した場合、一部（図では左側）のガスケット接触応力が著しく低下しており、内圧を負荷した際にはさらにガスケット接触応力が低下している。
Figure9は各ステップの接触最外径部（r=46.05mm）周方向のガスケット接触応力分布を示している。曲げモーメント負荷によってフランジ接触面が口開きし、接触応力分布が大きく変化していることが分かる。
ここで、このFEM 応力解析から得られたガスケット接触応Figure69

FEM 応力解析の境界条件

力分布とFigure4に示すシール特性の関係からガスケット漏技術論文れ量を推定する20）−21）。Figure10は推測した漏れ量と実験5-3）
フランジハブ応力で測定された漏れ量の値を示している。曲げモーメントが増

Figure11はフランジハブに発生する軸方向の最大主応力加するにつれ徐々に漏れ量は増加し、曲げモーメントが約と曲げモーメントの関係を示している。同図にはASMEで提3000N･mを超えた際に漏れ量が著しく増加している。これ案される方法で計算した値も併記している（ただし、ASMEは、Figure8に示すように、曲げモーメントによって一部のガの値は曲げモーメントがゼロの場合）22）。曲げモーメントが増スケット接触応力がゼロになったためだと考える。漏れ量の加するにつれて、実験及びFEM応力解析から得られたハブ推測値は実験値とよく一致しており、FEM 解析及び漏れ量応力の値は増加していることが分かる。実験結果とFEM 応推測方法の妥当性が示されている。

力解析結果はよく一致しており、本解析の妥当性が確認できる。

バルカー技術誌

Figure11
Figure8Winter 2018

初期締付時曲げモーメントがハブ応力に及ぼす影響

FEM 応力解析から得られたガスケット接触応力分布

6. 考察6-1）締結体呼び径がボルト軸力挙動に及ぼす影響
FEM 応力解析を用いて締結体のボルト軸力挙動に対する呼び径の影響を調べる。Figure12はNo.GF300ガスケットを組込んだ管フランジ締結体に曲げモーメントを負荷した場合の最も増加したものと、最も減少したボルト軸力の変化を表している。呼び径は4、8、12、16、20、24inchとし、内圧は負荷しない条件とする。縦軸は初期ボルト締結時のボルト軸力比、横軸はボルト1 本あたりに負荷される曲げモーメント
Figure9

各ステップの接触応力分布としている。締結時のガスケット接触応力は10MPa、負荷される最大曲げモーメントMは3500N･mとし、つまり、呼び径が大きい場合はボルト数 N が大きくなるため、M/Nの最大値は小さくなる。曲げモーメントによって引張を受けるボルトのデータは実線、圧縮（収縮）を受けるボルトのデータは破線で表している。Figure12より、呼び径が小さいほどボルト軸力は曲げモーメントの影響を大きく受けていることが分かる。仮に同等の曲げモーメントが負荷された場合、呼び径が大きい程シール性については安全であると言える。

Figure10

配管曲げ作用下の締結体の漏れ量の比較
10No.34

配管曲げモーメントを受ける PTFE ガスケット付き管フランジ締結体の力学挙動評価

パターンAはパターンBよりも漏れ量が小さい結果となった。最も口開きが顕著な位置にボルトを位置することで面圧低下を軽減しシール性低下も軽減すると思われたが一般的に使われるパターンAの方がシール性は高かった。これは、パターンAでは4 本のボルトが口開きに抵抗するのに対し、パターンBでは3 本のボルトが抵抗するため、総合してパターンBの方が口開きが大きかったためと考える。

Figure12 曲 げモーメントを受ける管フランジ締結体のボルト軸力挙動に及ぼす呼び径の影響

6-2）曲げモーメントと内圧の負荷順序の影響

バルカー技術誌

Figure13は漏えい量に及ぼす曲げモーメントと内圧の負荷順序の影響を示す。step1：締め付け、step2：曲げモーメント負荷、step3：内圧負荷という順序（赤実線）、step1：締め付け、step2：内圧負荷、step3：曲げモーメント負荷とFigure14

曲げモーメント作用位置いう順序（青実線）の2 種類の順序で漏れ実験を行った結果をFigure13に示す。縦軸に漏れ量、横軸に負荷される曲げWinter 2018

モーメントを表している。曲げモーメントが 3000N・m 以上の場合にstep2：内圧負荷、step3：曲げモーメント負荷という順序の場合の方がわずかに漏れ量は大きいが、ほぼ誤差レベル程度で漏えい量の差異は小さく、本実験では漏れ量に対しては曲げモーメントと内圧の負荷順序の顕著な影響は見られなかった。

No.34

Figure15 シール性に対する曲げモーメント作用位置の影響

7. おわりに本報では、配管曲げを受けるPTFEガスケット付き管フランジ締結体のボルト軸力、ハブ応力、シール性などの力学的挙動を実験及び FEM 応力解析を用いて検討し、以下の結論を得た。
Figure13 シ ール性に及ぼす曲げモーメントと内圧の負荷順序の影響

6-3）曲げモーメントの作用位置の影響
Figure14に示すようにボルト配置に対して異なる位置に曲げモーメントを負荷した場合を検討する。Figure14（a）
は一（1） FEM 応 力解 析を用いて配 管曲げと内 圧を受けた4inch 管フランジ締結体のガスケット接触応力を算出した。配管曲げを負荷した場合に接触面の一部のガスケット接触応力が低下し、約3500N･mに達した際に接触応力がゼロとなり、漏れ量が急激に大きくなることを示した。

般的に使用される垂直方向に対してボルトが対象に位置さ（2） 曲げモーメントを受けた際の締結ボルト軸力を実験とれた条件である（パターンA）。Figure14（b）
は垂直位置にFEM 応力解析で評価し、FEM 応力解析結果が実験ボルトを位置した条件である（パターンB）。Figure15はそれ結果とかなり良く一致していることを示した。加えて、ボぞれのパターンの漏れ量と曲げモーメントの関係図である。

ルト1 本当たりの曲げモーメントM/Nで整理した場合、

11

技術論文

呼び径が大きいほど、配管曲げに耐性が高くなること

Bolted Pipe Flange Connections with PTFEを明らかにした。

Blended Gaskets under Elevated Temperature”,（3） FEM応力解析から得られたガスケット接触応力分布と実験から得られたガスケットの漏れ量－接触応力分布

PVP2016-63372, Proceeding of ASME PVP 2016
Conference,（2016）.

から漏れ量を予測した。実験値と比較的良く一致して

８）T. SAWA, Y. TAKAGI, K. SATO, Y. OMIYA, H.

おり、FEM 応力解析手法及び漏れ量予測手法の妥

DOI,“Effects of scattered bolt preload on the sealing

当性を示した。

performance of pipe flange connection with gaskets（4） 曲げモーメントと内圧の負荷順序がシール性に及ぼす

under external bending moment and internal

影響を調べ、負荷順序が漏れ量には大きな影響を及pressure”, PVP2012-78411, Proceeding of ASME PVP

ぼさないことが分かった。

2012 Conference,（2012）.
９）Y. Takagi, H. Torii, T. Sawa, K. Funada,“Evaluation

べ、一般的なボルト位置（パターンA）のほうが垂直位

of Sealing Performance of Pipe Flange Connection

置にボルトが在る位置（パターンB）
よりも配管曲げの耐Subjected to External Bending Moments”,性がより大きいことを明らかにした。

PVP2009-77494, Proceeding of ASME PVP 2009
Conference,（2009）.

8. 参考文献

10）F . Ando, T. Sawa, M. Ikeda, and T. Furuya,“Assessing Leakage of Bolted Flanged Joints underInternal Pressure and External Bending Moment”,“Effects of Flange Rotation on the Sealing

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Performance of Pipe Flange Connections”, ASMEPVP Vol.478,（2004）,pp.121-128.

pp.39-44,（1998）.
11）TTRL Tightness Testing and Research Laboratory,２）T . SAWA, N. OGATA, T. NISHIDA,“Stress“Room temperature external bending moment

Analysis and Determination of Bolted Preload intightness test（ROBT）on the selco seal 4”cl 150 lb

Pipe Flange Connections with Gasket under

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12）W . J. Koves,“Analysis of Flange Joints Under

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Technology, Vol.118, pp59-63,（1996）.

３）T. KOBAYASHI, T. NISHIDA, Y. YAMANAKA,

13）W. J. Koves,“Design for Leakage in Flange Joints“Effect of Creep-Relaxation Characteristics ofunder External Loads”PVP2005-71254, Proceeding

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４）厚 生労働省“労働安全衛生法施行令等の一部を改正する法令”，政令第 349 号，（2008）．
５）
日本バルカー工業株式会社，“ガスケット”, カタログNo.
YC08,（2016）.
６）
K. SATO, A. MURAMATSU, T. KOBAYASHI, T.

14）E. C. Rodabaugh, S. E. Moore,“Evaluation of theBolting and Flanges of ANSI B16.5 Flanged Joints –ASME Part A Design Rules”（1976）,.
15）C. J. Dekker, H. J. Brink,“External flange loads and‘Koves’-method”, International Journal of Pressure
Vessels and Piping, Vol.79, pp145-155,（2002）.

SAWA, “FEM Stress Analysis and Sealing16）W. Brown,“Improved Analysis of External Loads on

Performance of Bolted Flanged Connections using

Flanged Joints”PVP2013-97814, Proceeding ofPTFE Blended Gaskets under Internal Pressure”,

ASME PVP 2013 Conference,（2013）.

PVP2015-45268, Proceeding of ASME PVP 2015
Conference,（2015）.
７）K. SATO, T. SAWA, T. KOBAYASHI,“FEM STRESSANALYSIS of Long-term Sealing Performance forWinter 2018１）T. TAKAKI, K. SATO, Y. YAMANAKA, T. FUKUOKA,

バルカー技術誌（5） シール性に及ぼす曲げモーメント作用位置の影響を調

17）ANSI/ASME B 16.5,“Pipe Flanges and FlangedFittings”,（1996）.
18）日本工業規格 JIS B 2251“フランジ継手締付け方法”,（2008）.
12No.34

配管曲げモーメントを受ける PTFE ガスケット付き管フランジ締結体の力学挙動評価19）Japanese Industrial Standards. JIS B 2490“TestPerformance Evaluation of Bolted Pipe Flange

method for sealing behavior of gaskets for pipe

Connections with Smaller and Larger Nominalflanges”,（2008）.

Diameter under Repeated Temperature Changes”,

20）Y. OMIYA, T. SAWA, Y. TAKAGI,“Stress Analysisand Design of Bolted Flange Connections underInternal Pressure”, PVP2014-28606, Proceeding of
ASME PVP 2014 Conference,（2014）.
21）Y. OMIYA, T. SAWA,“Stress Analysis and Sealing

バルカー技術誌

佐藤 広嗣
研究開発本部
第 1 商品開発部Winter 2018
No.34

13

PVP2014-28730, Proceeding of ASME PVP 2014
Conference,（2014）.
22）ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section Ⅷ
Division 1“Rules for construction of PressureVessels”App.2,（2004）.

澤 俊行 広島大学
森本 吏一 三菱ケミカル株式会社
小林 隆志 沼津工業高等専門学校
元野 雄太 研究開発本部 第1 商品開発部