INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

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T 字配管部の熱疲労評価手法高度化に向けた
管壁温度特性の解明
An Investigation of Wall Temperature Characteristics to Improve
Evaluation Method for Thermal Fatigue at a T-Junction Pipe
三好

弘二 (Koji Miyoshi)＊ 1

中村

晶 (Akira Nakamura)＊ 1

歌野原

陽一 (Yoichi Utanohara)＊ 1

要約 原子力発電所の配管における合流部では温度差のある流体が混合する場合があり，このよ
うな部位に熱疲労が生じる可能性がある．熱応力は，構造材内部の温度分布とその変動より発生する．実験により配管内表面の温度分布が得られれば，応力分布を算出することが可能である．
よって，本研究では熱電対を埋め込んだステンレス製試験体を用い，壁面噴流条件を対象にＴ字合流部における管壁温度測定実験を実施した．その結果，温度変動強度の大きい箇所は分岐管近傍から下流 1Dm（＝主管内径）までの範囲であることがわかった．また，その温度変動は，噴流背後にできる渦列に加え，高温の噴流による主管の加熱領域が周方向に揺らぐことで発生していることがわかった．
キーワード

熱疲労，T 字配管，温度変動，数値解析，熱電対

Abstract
Thermal fatigue cracking may initiate at a T-junction pipe where high and low
temperature fluids flow in from different directions and mix. Thermal stress is caused by atemperature gradient in a structure and by its variation. It is possible to obtain stress distributions
if the temperature distributions at the pipe inner surface are obtained by experiments. The wall
temperature distributions at a T-junction pipe were measured using a stainless steel pipe in which
thermocouples were installed. Large temperature fluctuations were measured at the region fromthe outlet of the branch pipe to the downstream of 1Dm(=main pipe inner diameter). These large
temperature fluctuations were caused by the vortices behind the jet flow and the shifting of theheating region in the circumferential direction.
Keywords

thermal fatigue, T-junction pipe, temperature fluctuation, numerical simulation,
thermocouple

1.

序論策定した．指針は，水を内包する配管の高低温水の合流・混合により発生する温度ゆらぎや閉塞分岐管滞留

種々のプラントの配管合流部では，温度の異なる流部に発生する熱成層化現象に起因する熱疲労に対する体が混合することで発生する温度変動いわゆるサーマ

構造健全性評価方法を定めている．指針 (2) では，サルストライピング現象により，配管材料内部に熱疲労ーマルストライピング現象を特徴付ける素過程としが発生する可能性がある．1999 年に生じた日本原子て，以下の過程を提示している．

力発電（株）敦賀 2 号機の再生熱交換器連絡配管から(1)主流における温度ゆらぎの生成の漏洩事象は，このサーマルストライピング現象によ(2)境界層内における温度ゆらぎの減衰

る熱疲労が損傷の要因の一つであった (1)．この事象(3)非定常熱伝達の影響による温度ゆらぎの減衰等を契機に日本機械学会は，温度変動現象による構造(4)熱伝導による構造材内部の温度差の緩和

物への影響評価手法を確立するため，「配管の高サイ上記，(1)〜(4)に示す過程の結果，構造材中におけ

クル熱疲労に関する評価指針」(2)（以下，指針）をる温度ゆらぎに起因する応力分布の変動が，材料の疲＊1(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

46

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

労強度との関係により熱疲労をもたらす．よって，構

次に，図 1 のフロー(3)に示す流体・構造熱連成解

造材内部の温度分布および応力分布を適切に予測する析を用いるアプローチの適用性について検討した．Tことが熱疲労評価の上で重要な課題である．

字配管合流部における流れの複雑さから精度よく温度

T 字配管合流部における構造材内部の温度分布を変動を予測することは困難であり，適切な数値シミュ

正確に得るには，非定常熱伝達率を 3 次元的に把握す

レーション開発に向けいくつかの研究が行われている

る必要がある．一方，指針 (2) では，実験データに基(7)(8)(9)．これらの研究では，合流下流域の速度変動

づき保守的な一定値を用い空間的な分布は考えられておよび温度変動を対象に実験と数値シミュレーション

いない．また，応力は管壁の厚さ方向の 1 次元評価をとの比較検討が行われており，流体側の温度変動の予行い求めている．ホットスポットやコールドスポット

測について，さらなる改善が進められている．しかしといった温度分布の広がりによっては，3 次元的な詳ながら，構造材側の温度変動予測については，十分な細な計算を行うことにより，精緻な評価が可能とな

実験データとの比較検証が実施されていない．

る．

最後に，実験による管内面温度データを用いた図 1

筆者らは，実験または数値解析により得られた温度の(2)のフローによる手法である．このアプローチで分布から応力評価を行う手法として IMAT-F（Inte-は熱伝達率評価が不要であるため，十分な数の熱電対

grated Methodology of Assessment for Thermal-を配置すれば，精度よい応力分布を実験から得ること

Fatigue）を開発してきた (3)(4)．この手法による熱疲ができ，流体・構造熱連成解析の検証用データとして

労評価フローを図 1 に示す．この手法を用いれば，熱用いることも期待できる．そこで，本研究では，水を応力の 3 次元時刻暦データを図 1 の(1)〜(3)に示した

対象に高低温水合流部のＴ字配管内表面の温度データ

3 つのアプローチから得ることが可能である．Ｔ字配を測定し，その実験結果から応力評価を行うことにし管合流部に対し，精度の高い熱応力評価を行うにはどた．本目的を達成するためには実験計画にあたり特にのアプローチが適切か検討した．

以下の点が重要となる．

まず，実験による流体温度データを用いた(1)のフ①温度ゆらぎにより発生する応力変動が最大となる

ローに対し検討してみる．このアプローチでは，前も箇所を捉えられる空間分布の温度を測定することって熱伝達率を明らかにすることが必要である．水を②熱伝導解析の境界条件として用いるため，できる対象とした T 字配管合流部における熱伝達率解明の限り配管内表面に近い温度を測定することための実験は国内外で進められている．日本原子力研

上記 2 点を実現するため，熱電対の配置位置，その究開発機構（以下，原子力機構)(5)では，熱電対を用取り付け手法，計測データの処理方法等の検討を行い分岐管からの噴流下流部の 25 点において管壁温度

い，その結果については既報 (10) で報告済みである．

を計測している．また，熱電対をツリー状にした計測

本報では，その検討結果を踏まえ開発した温度測定用装置を管内に挿入し壁近傍の流体温度を測定すること

試験体を用いた T 字配管合流部における実験を行い，により，局所的な非定常熱伝達率を明らかにしていその結果から明らかになった管内表面温度特性についる．国外では，仏 Civaux 発電所の余熱除去系統で発て報告する．

見された熱疲労による配管のき裂発生原因を調査する
ため，高低温水合流配管部における熱疲労研究が進められている．フランス電力公社（EDF）でも，水を対象とした T 字配管合流部における管内表面温度データ (6) を採取している．この実験では流体側と壁側の温度を同時に計測できるよう熱電対を組み合わせた(2) ᐇ㦂䛻䜘䜛㓄⟶ෆ㠃ᗘ䝕䞊䝍䛾ィ

(1)ᐇ㦂䛻䜘䜛ὶయᗘ䝕䞊䝍䛾ィ䝕 䞊ὶయ䝍 ኚ ᥮ 䞉 ᫬ ✵ 㛫 ⿵ 㛫⟶ෆ㠃ᗘ䠄+⇕ఏ㐩⋡䠅

FEM䠄⇕ఏᑟゎᯒ䠅

ある．

ᗘศᕸ

FEM䠄ᛂຊゎᯒ䠅⇕ᛂຊ䠄᫬้ᬺ䠅率を明らかにすることを目的としている．しかしなが容易ではなく，非定常熱伝達率の空間的把握は困難で

orFEM䝰䝕䝹䠄⟶ቨ䠅䛾

実験も原子力機構の実験同様，局所的な非定常熱伝達
ら，流体および壁温度を多点で同時に測定することは⟶ቨ ᗘ᫬้ᬺ
䠄඲⠇Ⅼ䠅

ᗘ᫬้ᬺ

or

Coefh とよばれるセンサを配管に埋め込み，分岐管からの噴流下流部の 52 点において計測している．この(3)ὶయ䞉ᵓ㐀⇕㐃ᡂゎᯒ᭱኱ᛂຊ䛾⟬ฟ図1

⑂䜜⣼✚ಀᩘ䛾⟬ฟ

熱疲労評価フロー(3)INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

2.

47

実験装置および方法ศᒱ⟶ഃ

2.1 実験装置
図 2 に実験装置の概要を示す．実験装置は，主に高温水タンク，低温水タンク，混合水タンク，高温水ポンプ，低温水ポンプから構成され，タンク容量は各々7m3，8m3，20m3，ポンプ容量はともに 20m3/h である．試験流体は水を使用する．高温水タンク内には電୺⟶ഃ

熱ヒータが設けられており約 90℃までの高温水が生ᐃ⠊ᅖ

成可能である．低温水タンクには 15℃まで冷却可能な熱交換器で温度調節した低温水が生成可能である．

図3

管壁温度測定用試験体の外観写真

鉛直上方から流れてくる高温水と水平横方向から流れてくる低温水が試験部で合流した後，混合水タンクでእ㠃ഃ受け入れるワンスルー方式となっている．ワンスルー
方式では実験時間が限られることから，低温水同士の合流ではあるが，各ポンプの出口連絡配管および試験༢఩㼇㼙㼙㼉

部出口から低温水タンクへの戻りラインを用いること
で低温水ポンプ 1 台による循環運転が可能である．

ෆ㠃ഃ

試験部上流側には低温水側で 18Dmの位置に，高温
水側で 56Dbの位置に多孔板と細管の束を組み合わせた整流器を設置した．流量はポンプ出口に設けた弁で調整する．また流体温度は整流器上流側に挿入した，
非接地 K 型 JIS クラス 1 シース熱電対を用い測定し㻔ᣑ኱᩿㠃෗┿㻕ෆ⾲㠃

0.45mm0.7mm
䝅䞊䝇┤ᚄ 0.5mm

た．

0.6mm
図4

ప

Ỉ

㧗

䝍䞁䜽

Ỉ

ᗘィ

䝍䞁䜽

T

ΰྜỈ

材を取り付けた．管壁温度の測定には，シース直径

䝍䞁䜽

0.5mm の非接地 K 型熱電対 JIS クラス 1 を使用し

ᩚὶჾ

㧗

ὶ㔞ィ

た．熱電対は図 4 に示すとおり管厚 7.6mm の配管にF

穴 を あ け 外 面 か ら 挿 入 し，内 表 面 に 加 工 し た 幅Ỉ䝫䞁䝥

0.6mm，高さ 0.7mm の矩形溝に沿わせた後，Ni ロ

F

ప

Ỉ䝫䞁䝥

ὶ㔞ィ

図2

T

熱電対取り付け概略図

ᩚὶჾ

ヨ㦂㒊

実験装置の概要

ウ付けで固定した．ロウ付けした表面は滑らかに仕上げた．大気中ではロウ材が矩形溝コーナー部に十分流れ込まず，空隙が発生することが確認されたことか
ら，高温真空炉でロウ付けを行い，空隙を排除する施工法を採用した(10)．図 5 に管壁温度測定箇所を示す．

2.2 試験体

測 定 箇 所 は，図 中 に 示 す 黒 丸 箇 所 で あ り，z= −50mm〜225mm の範囲に 25mm 間隔，θ=0°〜60°の

図 3 に管壁温度測定用試験体の概観写真を示す．試範囲に 5°間隔，z=−150mm，600mm では θ=0°の験部はステンレス製であり，低温水側を主管側，高温位置である．測定総箇所数は 148 箇所である．ここで水 側 を 分 岐 管 側 と 定 義 し，各々 の 管 内 径 は Dm ＝z は，主管と分岐管の管軸の交点を原点として，主管150mm，Db ＝ 50mm である．また，管外面には断熱軸に沿った下流方向の距離で，θ は分岐管の方向を 0°

48

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2とする主管上流側からみて反時計周りの周方向角度で域における流速分布を測定した．本実験では，式(1)ある．

で算出される運動量比（=MR）が 1.35 を上回る範囲

図 6 に流速分布測定用試験体の概略図を示す．試験で流速比の条件を設定した．Kamide らは (11) その運

体は透明なアクリル製であり，主管側，分岐管側の動量比により合流下流域のおける流動様式を分類して各々の管内径は Dm =150mm，Db =50mm である．

おり，MR>1.35 の範囲では，分岐管からの噴流が主主管側は，上流側 600mm の範囲，下流側は 900mm

管の中心部まで到達せず主管壁に沿って流れる壁面噴の範囲に，分岐管側は 615mm の範囲に，1 辺 300mm

流状態になることを示している．また，その状態ではの矩形のウォータージャケットを管の外周に取り付

他の流動様式に比べ管壁温度変動が大きいことを示し

け，ジャケット内を水で満たすことで屈折率の違いがている．よって，本研究では，熱疲労評価の観点から

流速測定位置に与える影響を低減した．

厳しいと考えられる壁面噴流状態を試験条件に選定し
た．

600mm

150mm

M =

25mm

25mm

z



60c
(=5cg 12)ศᒱ⟶

25mm㽢2=50mm

図5ρmは主管側流体密度，ρbは分岐管側流体密度，Vm25mm㽢9=225mm

は主管側管断面平均流速，Vb は分岐管側管断面平均

管壁温度測定箇所

615mm

流速である．
表1

Dm=150mm
300mm

x

z
600mm

図6

900mm

流速分布測定用試験体概略図

2.3

実験方法および条件

2.3.1

流速分布測定実験(1)π
ここで，M =D D ρV ，M = D ρV 
4

Db=50mmyMM

流速分布測定試験条件

case

計測位置
[mm]

1-(1)
1-(2)

z=−325
=175

1-(3)
1-(4)

z=75
z=150

管断面平均流速[m/s]
主管側
分岐管側
1.00
−

M
[−]

−

0.66

−
−

0.98
0.98

0.67
0.66

8.1
8.3

2.3.2 管壁温度測定実験
試験条件を表 2 に示す．入口流体温度は，整流器上
流速はレーザードップラー流速計（カノマックス製

流側に挿入した非接地 K 型 JIS クラス 1 シース熱電

Smart LDV Ⅱ，Model 8741-S）を使用して計測した．

対を用い測定した．管壁の温度は 2.2 で述べたとおり

粒子には平均粒径 4.1μm，密度 1.02g/cc のナイロン試験体に埋め込んだ熱電対を用い計測した．熱電対か粒子を用い，計測サンプル数はおよそ 30,000 とした．

らの測定データは，各チャンネル毎に A/D 変換を備

流速測定実験は，計測時間が長時間必要であるため，えた多チャンネルの同時サンプリングが可能なデータ

試験部出口から低温水タンクへの戻りラインを用いた

ロ ガ ー（共 和 電 業 製，USB-500A,UCAM-500B）を

循環運転で実施した．試験条件を表 1 に示す．座標系

用い，データ記録の同時性の確保に配慮した．その誤は図 6 に示すとおり，主管と分岐管の管軸の交点を原

差は 12.4μsec であり，実験の目的からほぼ同時とい点として，分岐管の鉛直上方方向を y，主管の下流方える．また，サンプリング周波数は 50Hz とした．表向を z，それらに垂直な方向を x とした．測定は主管2 の試験条件での T 字合流部における温度変動の卓側と分岐管側に温度差をつけず，常温の状態で実施し越周波数は高くても数 Hz 程度であることが報告された．表 1 に示す管断面平均流速は，流量を流路面積でており (11)，そのサンプリング周波数で特徴的な温度割った値である．case(1),(2)では主管側および分岐変動は測定可能であると考えた．

管側の入口流速分布を case(3),(4)では，合流後下流

熱電対の記録データは，熱電対単体とデータロガー

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2の誤差による総合誤差が含まれることになる．よっ49

θ=0.355f 

(3)て，その誤差を低減するため，試験部近傍に白金測温抵抗体タイプの基準温度計を挿入し，静水状態で校正

ここで，a は振幅比，θ は位相遅れ，f は周波数で式を作成し，測定データを校正処理することにした．

ある．以降，実験結果に記載の管内表面温度は，上記

その誤差は，±0.42C°
である．

手法で計測データを処理した結果である．

管壁温度データの測定は，入口温度および流量が安定した後に測定を開始し，採取したデータから安定し3.

実験結果および考察

3.1

流速分布特性た範囲を抽出し統計処理等の評価を行った．
表2case

管壁温度測定試験条件

入口流体温度
[C°
]
主管側

分岐
管側

25.7
26.9
26.7
25.5
23.4
23.2
23.3
18.3

59.8
59.3
58.6
60.6
57.9
59.7
58.8
58.6

2-(1)
2-(2)
2-(3)
2-(4)
2-(5)
2-(6)
2-(7)
2-(8)

温度差
[K]

管断面平均流
速[m/s]
主管側

分岐
管側

0.99
0.99
0.98
1.02
1.01
1.00
1.05
1.07

0.66
0.67
0.67
0.66
0.65
0.66
0.65
0.66

34.1
32.4
31.9
35.1
34.5
36.5
35.5
40.3

図 7 に表 1 の試験条件 case1-(1),1-(2)の合流部上
M
[−]
8.7
8.5
8.3
9.3
9.3
8.9
10.1
10.2

流の流速分布測定結果を示す．主管側は z 方向の流速
w とその変動強度 wʼを，分岐管側は −y 方向の流速 vとその変動強度 vʼを示した．各々の分布は流れに垂直
な y 軸，x 軸上の値である．LDV により取得される
流速値は計測サンプルを平均した値であるため，流速は時間平均値を示すことになる．変動強度はそのサン
プルデータの標準偏差である．値は各々管断面平均流速で無次元化した．図中にはあわせて指数法則の値を実線で示した．測定結果から，合流部上流の流速分布
は主管，分岐管ともにほぼ発達した分布となっていることが確認できる．

2.4 計測温度データの処理方法

0.7

1.2

0.6

用い，熱応力分布を算出するには，その前段として管

1.0

0.5

0.8

0.4

ため，管内表面の温度データを境界条件として非定常

᫬㛫ᖹᆒ್
㻝㻛㼚஌๎
ኚືᙉᗘ

0.6

熱伝導解析をする必要がある．しかしながら，図 4 の

0.4

熱電対取り付け断面写真に示したとおり熱電対の測定

0.2

点は管内表面より 0.45mm 離れており厳密には管内0.00②①で得られたデータを FFT（高速フーリエ変換）
v/Vb [-]

解析し周波数領域に変換．

1.0

0.7

1.2

0.6

1.0

0.5

0.8

0.4
᫬㛫ᖹᆒ್
㻝㻛㼚஌๎
ኚືᙉᗘ

0.6

④③で作成した伝達関数の逆関数を用い②の結果に対し振幅・位相を処理．

0.2

(2)

0.2

0.0

0
-1

-0.5

0

0.5

x/R b [-]

上記③の手順で作成した伝達関数を以下に示す．

0.3

0.1

に変換．
a=exp −0.236f 

0.5

1.4

0.4

⑤④で処理した温度変動値を逆 FFT 解析し時間領域0.0(a) ୺⟶ഃ(case1-(1), z = -325 mm)①熱電対で温度データを測定．

位置の温度に関する伝達関数を熱伝導解析で作成．

-0.5

y/R m [-]

データから管内表面温度を算出することにした(10)．

③あらかじめ用意した配管内表面温度と熱電対測温点

0.2
0.1

-1.0

表面温度データではない．よって，以下の手法で測定

0.3(b) ศᒱ⟶ഃ(case1-(2), y = 175 mm)
図7

上流の流速分布1v'/Vb [-]

壁の温度分布が必要である．よって，温度分布算出のw/Vm [-]

1.4

図 1 の熱疲労評価フローで示したとおり，FEM を

w' /Vm [-]

図 8 に 試 験 条 件 case1- (3), 1- (4) の 合 流 部 下 流

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0

y/Rm [-]INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

y/Rm [-]

50᫬㛫ᖹᆒ್㻷㼍㼙㼕㼐㼑䜙 (11)

-0.5

0.0

0.5
w/V mix [-]

1.0

1.5

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0

ኚືᙉᗘ
(11)

㻷㼍㼙㼕㼐㼑䜙㻌

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

w'/V mix [-](a) case1-(3) (z = 75 mm)
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0

y/Rm [-]

y/Rm [-](a) case1-(3) (z = 75 mm)

᫬㛫ᖹᆒ್
(11)
㻷㼍㼙㼕㼐㼑䜙

0.0

0.5

1.0

1.5

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0

ኚືᙉᗘ
(11)
㻷㼍㼙㼕㼐㼑䜙

0.0

w/V mix [-]

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

w'/V mix [-](b) case1-(4) (z = 150 mm)
図8(b) case1-(4) (z = 150 mm)

合流部下流の時間平均流速分布

図9

合流部下流の流速変動強度分布

z=75，150mm における y 軸上の時間平均流速分布から，変動強度が大きくなる傾向があることがわかっを，図 9 にその変動強度を示す．値は合流後の管断面ており，その特徴も再現できていることがわかる．

平 均 流 速（=Vmix）で 無 次 元 化 し た．図 中 に は，Kamide ら (11) の 実 験 結 果 の う ち，試 験 条 件 Vm

3.2

管内表面温度分布特性=1.46m/s，Vb=1.0m/s，MR=8.1 の結果を示した．
本研究の試験条件と管断面平均流速値は異なるため，

図 10 に表 2 の case2-(1)の管内表面温度分布の測単 純 な 定 量 的 比 較 は で き な い が，そ の 運 動 量 比定結果を示す．値は 2.4 で述べたとおり熱電対データ（=MR）はほぼ同じ値であることから，同じ流動パタを内表面に変換した値を用いている．図 10(a)は，瞬ーンである壁面噴流状態の特徴が再現できているか確

時の温度分布を表しており，式(4)により無次元化し認のため比較した．

てある．

壁面噴流状態では，分岐管からの噴流の下流には再循環領域が生成されることが確認されており，その範

T =

T−T
T−T

(4)

囲では z 方向の流速が減少する傾向がある．図 8(a)ここで，Tmは，主管側流体温度，Tbは，分岐管側流の時間平均値の測定結果で y/Rm=0.4〜1.0 の範囲の体温度である．図中の黒丸は測温点位置を示してお流速は減少しており，Kamide ら (11) の結果と一致しり，分布図は測温点の値を一次補間し作成した．瞬時ていることが確認できる．一方，y/Rm =−0.8〜0.2

温度分布より分岐管出口部（原点を中心とした円）かの範囲では Kamide ら (11) のデータはより平らな分布

らの高温の噴流が壁に沿い下流域に流れていることがになっている．これは，各々の実験装置の入口速度分確認できる．その値は z=1Dmでおよそ T ＊ =0.6 に布の違いが影響しているものと考えられる．

な っ て い る こ と が わ か る．ま た，周 方 向 角 度 で一方，速度変動強度分布では，再循環領域と主流との境界付近（y/Rm =0.4〜0.6）でその速度差の影響

θ=20°〜30°付近（図中の赤丸範囲）の周方向温度勾配が大きいことがわかる．

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

図 10(b)は，式(5)で定義される温度変動強度分布を示す．
T  =

T
T−T

ここで，T=

(5)





∑ T−T

T  =51

T−T
T−T

(6)

図中の①，②は一番目と二番目に大きい最大温度差の箇所を示しており，その値は，各々 T＊max-min=0.29（z=25mm， θ=20°）， 0.29 （z=75mm， θ=25°） で



あった．



N

壁面噴流条件にて壁近傍の流体温度変動強度を測定

160 秒間の温度データを統計処理しており，サンプ

した従来の研究 (11) では，z=0.5〜1.0Dm 付近にピー

リング周期は 0.02 秒としたことから N=8000 であクが存在することが明らかとなっているが，壁温測定

る．図中の①，②は一番目と二番目に変動強度が大きの結果から分岐管出口部近傍より 1.0Dm までの広範＊い位置を示しており，各々 T

std=0.048（z=25mm，

θ=20°），0.045（z=100mm，θ=30°）であった．

囲にわたり変動強度が大きい箇所があることがわかった．また，最大温度差の分布形状も変動強度分布と同

熱疲労評価の観点から応力変動幅の最大値が重要で様の分布形状となることがわかった．この温度分布のあることに鑑み，変動強度に加え，160 秒間の時系列

特徴は，case2-(1)のみでなく case2-(2)〜2-(8)の試

データにおける最大値 Tmaxと最小値 Tminの差である

験条件でも確認できた．

最大温度差の評価も行った．図 10(c)に，式(6)で定義される無次元化した最大温度差の分布を示す．

次に，図 11〜13 に case2-(1)〜2-(8)の時間平均温度，温度変動強度，最大温度差について，比較した結果を示す．ここで時間平均温度は，式(7)に示すとおり，160 秒間の時系列データの時間平均温度 Taveを無

0.5Dm

1.0Dm

0

Z

次元化した値である．
T =T−TT−T(7)

比 較 は，特 に 温 度 変 動 が 大 き か っ た z=25mm，

60c

75mm にてその周方向分布に対して行った．時間平均
0.00 0.07 0.13 0.20 0.27 0.33 0.40 0.47 0.53 0.60 0.67 0.73 0.80 0.87 0.93 1.00

1.0
0.9
0.8

Z

*

0

Tave [-](a) ▐᫬ ᗘศᕸ

case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

0.0

0.3 0.7

1.0

ĭ

Ĭ



1.3 1.7

2.0

2.3 2.7 3.0 3.3

0
3.7

10

20

g10-2
4.0 4.3 4.7 5.0

30

40

50

60

θ [°]

(a) z = 25 mm
(b)

1.0
0.9

ᗘኚືᙉᗘศᕸ
Z

case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)

0.8
0.7
*

Tave [-]

0

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2



ĭ

Ĭ

00.00
.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20 0.22 0.24 0.26 0.28 0.30
0.30

0.1
0.0
0

10

20

30

40

50

60

θ [°]

(c) ᭱኱ ᗘᕪศᕸ図 10

管内表面温度分布(case2-(1))(b) z = 75 mm
図 11周方向の時間平均温度分布

52

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

0.06

0.4

0.03
0.02
0.01

0.2

*

*

T std [-]

0.04

0.1

0

0
0

10

20

30

40

50

60

0

10

20

30

40

θ [°]

θ [°]

(a) z = 25 mm(a) z = 25 mm

0.06

50

60

0.4

*

0.03
0.02
0.01

0.2

*

0.04

case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)0.3
T max-min [-]case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)0.05

T std [-]

case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)0.3
T max-min [-]case2-(1)case2-(2)case2-(3)case2-(4)case2-(5)case2-(6)case2-(7)case2-(8)

0.05

0.1

0.00

0

0

10

図 12

20

30

40

50

60

0

10

20

30

40

θ [°]

θ [°]

(b) z = 75 mm(b) z = 75 mm

周方向の温度変動強度分布

図 13

50

60

周方向の最大温度差分布

温度，温度変動強度は，case2-(1)〜2-(8)でほぼ一致
1.0E+01

きが存在することがわかる．表 2 の試験条件では運動

1.0E+00

量比について若干の差異があるものの，それとの相関

1.0E-01が見られずランダムなばらつきである．また，図 11，

PSDしている．一方，最大温度差には，ある程度のばらつ

1.0E-02

12 の時間平均値，変動強度がほぼ一致することを踏

1.0E-03

まえると，図 13 のばらつきは試験条件の違いによる

1.0E-04

ものではなく，現象そのものに起因するばらつきであ

1.0E-05

る可能性が高いと考えられる．よって，最大温度差を

0.01

0.1

1

10

100

࿘Ἴᩘ䚷[Hz]

用いた評価では，そのばらつきも把握しておく必要が(a) z = 25 mm, θ = 20°

あるといえる．
1.0E+013.3

温度変動特性

1.0E+00

図 14 に case2-(1)で温度変動強度が大きかった 2

PSD

1.0E-01
1.0E-02箇 所 （(a) z=25mm， θ=20°， (b) z=100mm，

1.0E-03θ=30°）の値のパワースペクトル密度分布（PSD）を

1.0E-04

示す．PSD は，全収録データから 40.96 秒（2048 個）

1.0E-05
0.01のデータを 1 秒（50 点分）ずつずらして 120 回取り

10

100

(b) z = 100 mm, θ = 30°

均化処理を行った．図 14(b)の位置の PSD では周波数が確認できた．これは，式(8)で定義されるストロ

1࿘Ἴᩘ䚷[Hz]

出し，各 40.96 秒分のデータに FFT を施した後に平数 f=3.9Hz（図中の矢印の箇所）において卓越周波

0.1

図 14

管内表面温度(case2-(1))のパワースペクトル密度分布

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

ーハル数換算で 0.20 に相当する．

53

る．

f⋅D
St=
V

(8)

図 16 に PSD を算出した箇所における温度の時系列
データを示す．(a),(b)いずれの箇所も数秒〜10 秒程

壁近傍の流体温度変動強度を測定した従来の研究度の周期で大きな変動があることが確認できる．この(11) では，温度変動強度が大きい箇所にて St=0.2 の変動は，その周期から噴流背後にできる渦列により発卓越周波数が確認されており，本実験結果は，その結生したものではないと考えられる．

果と一致している．これは噴流背後にできる渦列によ

図 17 に図 16(a)中の赤丸で示した時刻における瞬り変動が発生していることを意味している．一方，図

時温度分布を，図 18 に図 16(b)中の赤丸で示した時14(a)の位置の PSD 結果からは明確な卓越周波数は認刻における瞬時温度分布を示す．図 17,18 中の×印はめられなかった．測定したすべての箇所において同様

図 16 で示した時系列温度データの測定箇所に対応すに PSD を算出したところ St=0.2 で卓越周波数が確る．

認できた範囲は限定されており，図 15 に示す赤点の

図 16(a)で確認された数秒〜10 秒程度の周期で発生

測定点のみであった．このことから渦列に起因する変する大きな温度変化は，図 17(a)と(b)の比較から高動は少なくとも z=0.5Dmより下流の範囲であること

温噴流により加熱された領域が周方向（図中の矢印でがわかる．よって，より上流側である分岐管近傍にお示す）へ揺らぐことで発生していることがわかる．こける変動はその他の要因で発生していると考えられのことは図 18(a),(b)の比較結果からも確認できる．

0.5Dm

0

z = 25 mm, θ = 20°

0

Z

Z

g



(a) ᅗ 16(a)ࡢᕥ㉥୸ࡢ᫬Ⅼ



Z

0

図 15

St=0.2 を卓越周波数とする測定点
g

0.90



0.85

(b) ᅗ 16(a)ࡢྑ㉥୸ࡢ᫬Ⅼ

T* [-]

0.80
0.75

図 17

0.70

瞬時温度分布の変化 (図 16(a)の変動を説明)

0.65
0.60

0

0.55
0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

z = 100mm, θ = 30°Z100᫬㛫 [⛊]g(a) z = 25 mm, θ = 20°
0.65



0.60

(a) ᅗ 16(b)ࡢᕥ㉥୸ࡢ᫬Ⅼ

T* [-]

0.55
0.50

Z

0

0.45
0.40
0.35

g

0.30
0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100



᫬㛫[⛊]

(b) z = 100 mm, θ = 30°
図 16

管内表面温度の時系列データ(case2-(1))(b) ᅗ 16(b)ࡢྑ㉥୸ࡢ᫬Ⅼ
図 18

瞬時温度分布の変化(図 16(b)の変動を説明)

54

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

また，図 18(b)中の矢印に示すとおり，周方向に加熱量を過小評価することがわかる．よって，統計処理時

領域が拡大するにともない，管軸方向（z 方向）にも間は少なくとも 30 秒程度は必要であることがわかる．

加熱領域が拡大していることがわかる．この加熱領域

この原因としては前節で述べたとおり本現象では温度の拡大，縮小をともなう周方向の揺らぎの発生要因に変動特性として 10 秒程度の長周期で大きな変動が発

ついては今後，解明していく予定である．

生しているためと考えられる．

3.4

4.

温度データの統計処理時間の影響

結論

前節まで温度変動特性を評価するため，温度変動強本研究では，T 字配管合流部の熱疲労現象解明に

度や最大温度差については，160 秒間の実験結果を対向けた管壁温度分布測定実験を行った．試験条件は，象に考察を進めてきた．一方，流体・構造熱連成数値

分岐管／主管の口径比 0.33（=50/150），流速比は，シミュレーション検証のため，実験データと比較を行

分岐管からの噴流が主管の中心部まで到達せず主管壁う場合は，計算負荷を削減するため，なるべく短時間に沿って流れる壁面噴流状態で実施した．その結果，の計算結果を統計処理したい．よって，温度変動強度

以下の結論を得た．

や最大温度差を算出する場合にその統計処理時間が与(1)管内表面温度の変動強度の大きい箇所は分岐管近傍から下流 1Dmまでの範囲であった．また，そのえる影響を今回の実験で確認した．
図 19 に式(5),(6)で定義した温度変動強度，最大温
度差について統計処理時間を変えた場合の変化を示

最大温度差分布も変動強度分布と同様な分布形状であった．

す．値は全測定箇所のうち最大値を使用した．図から(2)数 H ｚ程度の渦列に加え，分岐管からの高温噴流

数秒程度の実験データを統計処理した場合では，変動による主管壁の加熱領域が 10 秒程度の周期で周方向に揺らぐことで管内表面の温度変動が発生していることがわかった．

0.06(3)適切な温度変動強度と最大温度差を得るための統計処理時間はおよそ 30 秒以上必要である．

0.04
0.03

*

T std

[-]

0.05

0.02

以上の結果を踏まえ，今後は流体温度分布測定によ0.01

る管壁温度変動要因の解明，図 1 に示すフローに従い
熱伝導解析，応力解析，疲労評価を実施していく予定

0.00
0

10

20

30

40

50

である．

⤫ィฎ⌮᫬㛫 [⛊]ᗘኚືᙉᗘ䠄඲⟠ᡤ䛾䛖䛱᭱኱್䠅（１）通商産業省資源エネルギー庁編，平成 12 年度版

0.30

原子力発電所運転管理年報，火力原子力発電技

0.25

術協会，(2000)，pp. 233-234．

0.20（２）日本機械学会，JSME S 017 配管の高サイクル熱

0.15

疲労に関する評価指針 (2003).

0.10（３）大厩徹，中村晶，竹中信幸，熱疲労評価手法の0.05

システム化Ⅰ―閉塞分岐配管の熱成層問題への

0.00
0

10

20

30

40

50

⤫ィฎ⌮᫬㛫 [⛊](b) ᭱኱ ᗘᕪ䠄඲⟠ᡤ䛾䛖䛱᭱኱್䠅
図 19

文献

0.35

*

T max-min [-](a)

統計処理時間による管壁温度データの影響(case2-(1))

適用―，INSS JOURNAL，Vol.13，(2006)，pp.
90-101.
（４）中村晶，大厩徹，熱疲労評価手法のシステム化
Ⅱ―数値シミュレーションを用いた評価手法の検証―，INSS JOURNAL，Vol.13，(2006)，pp.
102-114.

INSS JOURNAL Vol. 20 2013 NT-2

（５）Kimura, N., Ono, A., Miyakoshi, H. and Kamide,
H., “Experimental Study on High Cycle Thermal
Fatigue in T-Junction,” The 13th International
Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal
Hydraulics (NURETH-13), N13P1169, (2009).
（６）Fontes, J., Braillard, O., Cartier, O. and Dupraz,S., “Evaluation of an Unsteady Heat Transfer
Coefficient in a Mixing Area: the FATHER
Experiment Associated to the Specific “Coefh”
Sensor,” The 13th International Topical Meetingon

Nuclear

Reactor

ThermalHydraulics(NURETH-13), N13P1136, (2009).
（７）Nakamura, A., Oumaya, T. and Takenaka, N.,“Numerical Investigation of Thermal Striping at
a Mixing Tee Using Detached Eddy Simulation.”
The 13th International Topical Meeting on
Nuclear

Reactor

ThermalHydraulics(NURETH-13), N13P1074, (2009).
（８）Tanaka, M., Ohshima, H. and Monji, H., “Thermal Mixing in T-Junction Piping System
Related to High-Cycle Thermal Fatigue in
Structure”, Journal of Nuclear Science andTechnology, Vol. 47, No. 9, (2010), pp. 790-801.
（９）Howard, R. and Pasutto, T., “The Effect of
Adiabatic and Conducting Wall Boundary Conditions on LES of a Thermal Mixing Tee”, The
13th International Topical Meeting on Nuclear
Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-13),
N13P1110, (2009).
（10）三好弘二，中村晶，T 字合流配管部の熱疲労現象解明に向けた管壁温度分布の測定―熱電対を用 い た 温 度 測 定 方 法 の 検 討 ―，INSS JOURNAL，Vol.18，(2011)，pp.106-117.
（11）Kamide, H., Igarashi, M., Kawashima, S., Kimura,N. and Hayashi, K., “Study on mixing behavior ina tee piping and numerical analyses for evaluation of thermal striping,” Nuclear Engineeringand Design, 239, (2009), pp.58-67.

55