104

INSS JOURNAL,Vol.17(2010),pp104-112

流れ加速型腐食に及ぼす局所流動状況の影響―腐食速度の流速依存性―
Effects of Local Flow Field on Flow Accelerated Corrosion―Effect of Flow Velocity on Corrosion Rate―
長屋

行則（Yukinori Nagaya)＊ 1

中村

村瀬道雄（Michio Murase)＊ 1

歌野原晶（Akira Nakamura)＊ 1
陽一（Yoichi Utanohara)＊ 1

要約 流れ加速型腐食（Flow Accelerated Corrosion：FAC）は，プラントの経年劣化の重要課題のひとつである．この研究では，FAC による配管の腐食速度に対する流れ場の影響を求めるため，
オリフィス下流を対象に，電気抵抗法を用いた腐食速度測定を行った．測定には，高温高圧実験ループを用い，試験部は配管内径 50mm，オリフィスには内径 24.3mm のものを使用し，オリフィス
絞り比を約 0.5 とした．水温は 150 ± 1℃以内に制御した．FAC に及ぼす流速の影響を評価するた
めに，流速条件の異なる腐食速度測定として，期間の途中で流速を 1.4 から 5.0m/s に変更した測定と，2.1 から 3.5m/s に変更した測定の 2 通りの条件にて腐食速度測定を実施した．それらの結果，オリフィス下流における腐食速度は流速が増加することによって顕著に増加した．しかしながら，オリフィス上流の腐食速度の変化は，流速が増加してもほとんど変化しなかった．このことは，
オリフィス下流と上流では，腐食速度に及ぼす流速の影響が異なる可能性がある．また，オリフィ
ス下流の最大腐食速度については，レイノルズ数 Re ＝ 3.5 × 105〜1.3 × 106 の範囲で Re0.82 に比例する結果となったが，水質のわずかな違いやセンサ表面の初期状態の違いが腐食速度に影響している可能性があり，今後それらの影響について評価する必要がある．オリフィス下流の腐食速度について，流速をもとに定義するパラメータによって評価できる可能性があることを確認した．
キーワード

流れ加速型腐食，オリフィス，腐食速度，電気抵抗法

Abstract
Flow accelerated corrosion (FAC) is one of important issues for aging of nuclear power
plants. In this study, in order to evaluate the effects of flow field on corrosion rate due to FAC, corrosion
rates downstream of an orifice were measured using an electric resistance method. In these experiments, atest loop under high temperature and high pressure conditions was used. The pipe inner diameter was 50
mm and the ratio of orifice diameter which was 24.3 mm to the pipe diameter was about 0.5. The watertemperature was controlled at 150 within ± 1 deg-C. To evaluate the effect of flow velocity on FAC rate,
we carried out two series of measurements. During each period of measurements, we changed the flow
velocity from 1.4 to 5.0 m/s, or from 2.1 to 3.5 m/s. In these results, FAC rates downstream of the orificeincreased remarkably by increasing the flow velocity, while the changes of FAC rates upstream were little.
The results show a possiblity that the effect of flow velocity on FAC rate in the upstream of the orifice isdifferent from that in the downstream. It turned out that the maximum FAC rate downstream of the orifice
is proportional to Re0.82 in the range of Reynolds number, Re ＝ 3.5x105 − 1.3 × 106. However thesemeasurement results might be different on the little difference of water quality or the difference of initialconditions of sensor surface, therefore we have to evaluate these effects in the future. We confirmed that
FAC rates downstream of the orifice can possibly be evaluated by the parameter based on the flow velocity.
Keywords

1.

Flow accelerated corrosion, Orifice, Corrosion rate, Electric resistance method

はじめに

管減肉の一要因として知られている．日本機械学会
は 2005 年に「発電用設備規格配管減肉管理に関する流れ加速型腐食（Flow Accelerated Corrosion：

規格」(1)を制定し，FAC と液滴衝撃エロージョンにFAC）は，火力，原子力，化学プラントにおける配よる配管減肉に対して，民間規格として統一した管＊1(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

105

理方法を定めた．FAC による腐食速度は，環境（温安全弁Ｐ度，pH，溶存酸素量などの水質），材料（炭素鋼のクロムなどの含有量），流れ（配管形状，流速）など

整流部の種々な因子によって影響される．

温水タンク〜2 MPa〜200 ℃

FAC のメカニズムは，金属表面に形成された酸化皮膜の溶解と，流れによる鉄イオンの拡散によるという説が一般的である(1)．これまで，FAC の腐食速

給水

電気ﾋｰﾀ
3 kW 2

冷却器

試験部
T
内径 50 mm
流速〜7 渦流量計
m/s
減圧弁

水質調整系

循環ポンプ
〜48 m3/h(ｲﾝﾊﾞｰﾀ 制御)

度に対する，温度(2)(3)，pH(4)，溶存酸素量(5)(6)，流速 (3) などの影響が報告されている．Keller (2) は，弁

DO

水質測定系
pH

ドレン

などの配管要素が FAC に及ぼす影響について報告

C 冷却器

採水ライン

した．腐食メカニズムのモデルと評価式(7)〜(10)がい

図 1 局所熱流動実験装置の概要

くつか提案され，EPRI で開発された CHECWORKS(11)，EDF で開発された BTR-CICERO (12) などが海外で評価に用いられている．

用可能である．循環ポンプは，インバータ制御のポ

プラントの系統の中で減肉の起こりやすい部位とンプを使用しており最大流量 48m3/h まで流量制御

しては，配管の流路断面積を変化させるような弁，が可能である．また，ループの温度は，温水タンク

オリフィス，レデューサ，デフューザが挙げられ，に設置されている電気ヒータ（3kW × 2）により加また流れの方向を変化させるようなエルボ，ベント，

熱することにより昇温する．当該ヒータは，温度制

分岐，合流管が挙げられる．これらの配管要素によ御器により設定温度± 1℃の精度で温水タンク温度

る流れの変化は，その下流にある直管や弁，エルボを制御可能である．温水タンク・循環ポンプ・配管といった同様の部位における腐食速度にも影響を与はステンレス鋼製であり，試験体を除いた流動ルーえると考えられる．しかし，この影響度合いを定量

プでの FAC 発生は考慮する必要はない．

化することを試みた文献は，Keller (2) 以外はほとん
ど見当たらない．
著者らは，配管要素およびその組み合わせにより系統の圧力調整に使用している窒素ボンベは，純窒素（純度：99.999％）を使用しており，系統加圧による溶存酸素濃度への影響を排除している．

発生する局所的な流れの偏り等について数値解析に

水質調整系として，給水処理用の脱酸素装置・イより再現するとともに，配管要素を模擬した試験でオン交換樹脂ユニット，薬品注入用のタンクおよび測定した局所的な腐食速度データをもとに，流れ場

薬注ポンプが 3 組あり，ヒドラジン・希硫酸・アンと腐食速度との関係について検討を進めている(13)〜

モニアを注入可能である．脱酸素装置は給水時に使(16)．腐食速度の測定については，オリフィス下流の用する他に，水張り後の系統水に対しても脱酸素処

腐食速度測定結果(14)〜(16)を報告した．今回，腐食速理に使用するために主系統からの通水ラインを設け度に及ぼす流れ場の影響を確認するために，オリフている．

ィス下流を対象に管断面平均流速をパラメータとし水質測定系では，手分析のための採水ラインがあた腐食速度測定を実施した．本報告では，オリフィ

る他，溶存酸素分析計と導電率計が設けてあり，常ス下流の腐食速度の流速依存性について報告する．

時モニタリングが可能である．水質測定系は，FAC
において影響が大きいとされる pH，溶存酸素濃度，

2. 実験方法

鉄濃度に異常な変化がないか監視しており，pH と鉄濃度の測定は適宜採水したサンプル水を手分析に

2.1 実験装置
図 1 に実験装置の概要を示す．実験装置は，温水より行っている．表 1 に水質測定機器仕様を示す．

2.2

試験体

タンク・試験体・循環ポンプ・配管で構成される流動ループと，窒素加圧装置，水質調整系，水質測定系で構成される．
温水タンクは，温度 200℃，圧力は 2MPa まで使

今回の腐食速度測定で使用した試験体を，図 2 に示す．試験体は，オリフィス上流の腐食速度を測定するための上流側試験部（長さ 650mm）と下流側の

106

表1

水質測定機器仕様

測定機器

製造者

型式

溶存酸素
分析計

日機装
株式会社

7115-22 型

導電率計
pH メータ
鉄濃度計

日機装
株式会社
株式会社
堀場製作所
HACH
CAMPANY仕様
測定範囲：0〜20/0〜200ppb
隔膜型ポーラログラフ式
測定範囲：
0〜0.2/2.0/20.0mS/cm
ガラス電極法
分解能：0.01pH

9792 型
D-51

Ὦ䜒䜽䝊䝷䝰䜽㒼⟮ᶖ⬙䟺⤧⦍䟻
㟚ฝム㥺∞䟺⅛⣪㗨㻶㻷㻳㻷㻗㻕䟻ཤ↯ム㥺∞䟺ྜྷ䛞⅛⣪㗨䟻

TPTZ 法
Pocket精度：1.0 ± 0.02mg/L Fe
Colorimeter Ⅱ
検出限界：0.01mg/L Fe

図3

腐食速度センサ取付方法⭁㣏㏷ᗐ䜿䝷䜹
50 50 50 50 50度センサは，図 3 のように炭素鋼製の試験片を配管
内表面に段差がないように露出させ，絶縁材の樹脂で固定している．試験片の両端に取り付けられたリහᙼ 50 mmード線により外部から電気抵抗を測定する構造とな

䜮䝮䝙䜧䜽
150

650

350

1000

୕

っている．配管内表面に露出した試験片は，腐食の進行により試験片厚さが減少することとなるが，試0㼲

験片厚さの減少に伴う断面積の減少により，電気抵
抗が増加する．この電気抵抗の変化を計測すること

90㼲

䃜=50

270㼲

金属の電気抵抗は，次式で与えることができる．

Ὦ䜒୕Ὦഁ
䛑䜏ず䛬
ୖ

図2

により，厚みの変化を測定する．

180㼲

R=ρ

腐食速度測定用試験体

L
S

(1)

Rは電気抵抗［Ω］，ρは電気抵抗率［Ω m］，Sは腐食速度を測定するための下流側試験部（350mm）

抵抗体の断面積［m2］，Lは抵抗体の長さ［m］であの 2 本に分かれており，フランジ接続部にオリフィ

る．

スを設置できる仕様となっている．配管は，内径 D

直方体形状の抵抗を考えた場合，幅w，厚みdとす＝ 50mm の SUS304 製の円管であり，オリフィスはると断面積S=w∙dとなり，式（1）は厚さdを求める

配管内径の約 1/2（24.3mm）のものを取り付けた．

形に変形することができる．

上流側試験部には，オリフィス上流 150mm の位置に腐食速度センサ（測定原理については後述）を周

d=ρ

方向 4 箇所に設置しており，直管部の腐食速度を測

L
wR

(2)

定する．下流側試験部には，オリフィス下流 50，

電気抵抗率ρ，長さLおよび幅wが既知であれば，100，150，200，250mm の位置に腐食速度センサを

電気抵抗Rを測定することにより，その時々の抵抗

合計 14 箇所設置しており，オリフィス下流での腐食体の厚さdを求めることができる．電気抵抗は温度速度の分布を測定する．試験体については，前回のの影響を大きく受けることから，露出試験片と同一

測定(14)〜(16)でセンサ不良などの理由により評価可能

ロットの母材から切り出し，露出試験片の初期形状なデータが少なかったことから，今回，測定箇所をと同一形状に加工した参照試験片の電気抵抗を測定増やした試験体に改良している．

することにより，温度による抵抗変化を補正する．
試験片の大きさは，試験体の大きさ，測定対象箇

2.3

腐食速度センサの測定原理

所，センサの感度等を考慮して，図 4 のとおりとしている．

腐食速度センサの取付方法を図 3 に示す．腐食速

露出試験片の温度と参照試験片の温度は等しく，

107⭁㣏㏷ᗐ䜿䝷䜹
㟚ฝム㥺∞ᢤᢘ

d=0.5mmཤ↯ム㥺∞ᢤᢘ

w=3mm
L=20mm

図4

露出試験片の初期形状V㞹ᅸ゛ว᭨䜽䜨䝇䝅

材質も同じことから参照試験片の電気抵抗率ρは露出試験片の電気抵抗率と等しいと見なすことができ䡐

る．露出試験片の厚さおよび電気抵抗をそれぞれ

ஹὮ㞹″d，R，また，参照試験片の厚さおよび電気抵抗

CorrLog

をそれぞれ d ，R とすると，式（2）から次式を
図6求めることかができる．
d =d

R
R

電気抵抗計測回路図(3)3.

実験結果と考察3.1

試験条件

ここで，d ＝ 0.5mm で一定であることから，R
およびR を一定時間毎に計測することで，腐食量が測定でき，これから腐食速度を算出することがで腐食速度測定（Run 1，Run 2，Run 3 とする）のきる．

試験条件を表 2 に示す．実験装置には，試験進行に

2.4 計測システム

伴い溶出する鉄イオンを除去するための浄化装置が備えられていないため，試験時間は系統水の昇温を電気抵抗の計測システムおよび計測回路図をそれ含め 2 週間を目安に実施した．Run 1 は，前回報告

ぞれ図 5，図 6 に示す．計測システムは，腐食速度時(14)〜(16)に用いたデータであり，流速条件は試験期

センサ，データ収集装置およびパソコンで構成され間を通じ 5.0m/s である．今回，流速条件が異なるており，データ収集装置には 12 台の CorrOcean 製

試験として，Run 2 では試験期間途中で管断面平均

データロガー（製品名：CorrLog）が収納されてお流速Uを 1.4 から 5.0m/s に変化させ，Run 3 ではり，腐食速度センサの抵抗を計測することが可能で2.1 から 3.5m/s に変化させることにより，4 ケース

ある．パソコンには，CorrLog 用計測ソフト「Mul-の流速条件の腐食速度測定を実施した．系統圧力はtiTrend」をインストールしており，計測データのロ

約 1.5MPa，温度はほぼ 150℃に維持しており，キ

グ管理，計測システムの監視およびオンラインでのャビテーションが発生しない条件としている．溶存モニタリングが可能である．

酸素濃度については，給水時および低温時ループ水の脱酸素装置通水により 20ppb 以下に低減した後，昇温することにより，ヒドラジンを追加することな

Corrocean⿿䝋䞀䝃䞀䝱䜰䞀×12ྋ
䟺CorrLog䟻く 150℃時点で 1ppb 以下に下げることができている．また，こ れ ま で の 試 験 で は，薬 液 注 入 による
pH 調整は行っておらず，各試験期間中の pH はそれ
ぞれ 6.6，6.0，6.2 とほぼ中性であった．鉄濃度は，⭁㣏㏷ᗐ䜿䝷䜹

流れ加速型腐食による腐食量に影響する可能性のあ䝋䞀䝃཭㞗⿞⨠䟺䜿䝷䜹㻔㻕ྋྜྷ᫤゛ῼ䟻ム㥺మ

るパラメータと考えられることから，鉄濃度の飽和による腐食速度の鈍化を監視する目的でデータを採RS232C䝕䝁䜷䝷

図5

電気抵抗計測システム

取している．

108

表 2 腐食速度測定の試験条件
Run 1

Run 2

Run 3

(1)

(2)

(1)

(2)

測定時間[h]

70

117

60

93

57

管断面平均
流速[m/s]

5.0

1.4

5.0

2.1

3.5

温度
[℃]

149.7

149.8

149.8

溶存酸素
濃度＊1
[ppb]

0.1
(0〜0.1)0.1(0〜0.2)0.1(0〜0.4)pH＊1

6.6(6.1〜6.9)

6.0(5.8〜6.2)

6.2(6.0〜6.3)

鉄濃度
[ppm]

0.14-0.35

腐食速度
センサ材質

0.03-0.12

炭素鋼 STPT 42

0.12-0.20

0.12-0.19

0.19-0.21

Ni; 0.02％ , Cr; 0.04％ , Mo; 0.01％＊ 1：腐食速度測定中の平均値を記載．

()内は，指示値の最小値と最大値．
4

腐食速度センサの電気抵抗変化

図 7 に，腐食速度センサによる電気抵抗の測定例を示す．常温から試験条件 150℃まで水温を上昇させる間は，約 2〜5℃/h で昇温しており，測定する

3.5

ᢤᢘን໩㔖䠭mΩ䠯

3.2

抵抗値も大きく変化する．このような過渡的な温度

3

2
1.5
1
0.5
0
0.00

を十分に取り除くことが困難であることから，昇温抑制するため，測定した電気抵抗は，前後 2 時間

0.2

向から，センサの良否について判断した．

ᢤᢘን໩㔖䠭mΩ䠯

0.14

抗変化は，ほぼ直線的に増加しており，U を変更

100.00 120.00 140.00 160.00

0.12
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
0.00

が，期間中の温度変動はほとんどなかった．図 7 の抵抗変化はほとんどみられず，また，露出抵抗の抵

80.00

㟚ฝᢤᢘ
ཤ↯ᢤᢘ

0.16

Run 3 では，測定時間 150 時間のデータとなった
ように，（a）良好センサの測定例では，参照抵抗の

60.00

Uave = 2.1 m/s 䊲 3.5 m/s

0.18（計 4 時間）の移動平均処理を行った．腐食速度センきない．そのため，試験期間中の電気抵抗の変動傾

40.00(a) センサ良好例(オリフィス下流 50mm，0°)

食速度測定を開始している．また，ノイズの影響を特性からは，センサ自体の良否について十分判断で

20.00

᫤㛣䠭h䠯

が完了し温度が安定していることを確認した後，腐脂の埋め込み不足など，外観あるいは気中での電気

Uave = 2.1 m/s 䊲 3.5 m/s

2.5

変化時は，参照抵抗による温度補償でも温度の影響

サは特注で製作しているため，絶縁材としている樹

㟚ฝᢤᢘ
ཤ↯ᢤᢘ

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00 120.00 140.00 160.00᫤㛣䠭h䠯(b) センサ不良例(オリフィス下流 200mm，180°)
図7

腐食速度センサによる電気抵抗の測定例（Run 3）

109

した 93 時間付近を境に直線の傾きが変化しているこ

場合，直線の傾きが大きく変化することがわかる．

とが分かる．一方，（b）不良センサの測定例では，Run 2 では，測定開始後 117 時間でU を変化させ

参照抵抗の抵抗変化は非常に不安定であり，露出抵ており，各流速での腐食速度を算出すると，U ＝

抗も右肩上がりの傾向は示しているものの，（a）の1.4m/s の 時 の 腐 食 速 度 は 1.00mm/y，U ＝例と比べ抵抗変化率が安定していない．（a）と（b）

5.0m/s に変化させた後の腐食速度は 2.85mm/y ととで温度変動が異なることは考え難く，センサ不良

なり，流速の変更前後で約 2.85 倍となった．オリフの原因は樹脂の絶縁不良などが考えられる．そのたィス下流 1D および 3D においても同様に，腐食量

め，抵抗測定結果に信頼性がないことから，（b）のの変化は時間の経過とともに直線的に変化し，U

ようなデータについては，評価データから除外してを変化させるとその傾きが変わる結果となった．一いる．

方，オリフィス上流 3D の腐食量の変化は，時間の経過とともに傾きが徐々に小さくなる結果となった．

3.3 流速変更に伴う腐食速度の変化

U を変化させた場合でも，オリフィス下流の変化とは異なり，徐々に腐食量の傾きが小さくなる傾向

図 8 に，Run 2 における腐食量の推移を示す．腐

が継続した．

食速度の算出には，20 分間隔で測定した電気抵抗値

次に，Run 3 における腐食量の推移を図 9 に示す．

を，式（3）により露出試験片の腐食量を求めた．腐Run 3 では，測定開始後 93 時間でU ＝ 2.1m/s か

食速度が，腐食量がほぼ直線的に変化していること

ら 3.5m/s に変化させている．オリフィス下流の腐を確認し，最小二乗法により近似直線の傾きから求食量の変化は，Run 2 と同様の傾向をを示し，流速めた．

一定条件では，時間の経過とともに直線的に増加し，オリフィス下流 2D における腐食量の変化は，U

流速を変化させると，その直線の傾きが変化していが一定の場合，時間の経過とともにほぼ直線的に増ることがわかる．Run 2 に比べ，Run 3 はUの変化

Uave = 1.4 m/s 䊲5.0 m/s

40
35
30
25
20
15
10
5
0

⭁㣏㔖 [µm]⭁㣏㔖 [µm]

加していることが分かる．また，U を変化させた䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ2D䚭0°䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ2D 180°
2.85 mm/y

1.00 mm/y

0

50

100

Uave = 2.1 m/s 䊲 3.5 m/s

40
35
30
25
20
15
10
5
0

䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ2D 180°䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ2D 270°

2.58 mm/y

1.96 mm/y

0
150

Uave = 1.4 m/s 䊲 5.0 m/s⭁㣏㔖 [µm]⭁㣏㔖 [µm]

䜮䝮䝙䜧䜽୕Ὦ3D 180°䜮䝮䝙䜧䜽୕Ὦ3D 270°
5

0
50

100

150

200

䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ1D 0°
䜮䝮䝙䜧䜽ୖὮ1D 180°

2.48 mm/y

1.90 mm/y

0

50

100

150

᫤㛣 [h](b) オリフィス下流 1D(50mm)(b) オリフィス上流 3D(−150mm)
Run 2 試験期間中における腐食量の推移

200

Uave = 2.1 m/s 䊲 3.5 m/s

40
35
30
25
20
15
10
5
0

᫤㛣 [h]

図8150(a) オリフィス下流 2D(100mm)(a) オリフィス下流 2D(100mm)

0100
᫤㛣 [h]

᫤㛣 [h]

10

50

200

図9

Run 3 試験期間中における腐食量の推移

200

110

の程度が小さいため，傾きの変化も小さい．オリフ

次に，各流速ごとのオリフィス下流各位置での腐ィス下流の腐食速度の変化は下流 1D で 1.90mm/y

食速度の比較を図 11 に示す．評価には水質条件がほか ら 2.48mm/y，下 流 2D で 1.96mm/y か ら

ぼ同じである Run 2，Run 3 の腐食速度測定結果を2.58mm/y となり，約 1.3 倍の増加となった．

用い，周方向の平均値を取った．試験の結果，U

オリフィス下流の部位では管断面平均流速U が＝ 1.4，2.1，3.5，5.0m/s のどの流速条件において大きくなるに従い腐食速度も顕著に増加するが，オも，オリフィス下流の腐食速度は，下流 1D から 3D

リフィス上流の直管部では流速の範囲がの間で最大となり，それより下流では減少した．ま1.4〜5.0m/s 程度ではほとんど腐食速度に影響しな

た，管断面平均流速U の増加に従い，腐食速度がい結果となった．

増加することが確認できる．増加の度合いはオリフ
ィス下流 1D から 3D の間で顕著であった．

図 10 に，流 速 条 件 が U ＝ 5.0m/s の 場 合 の，Run 1 と Run 2（2）の腐食速度分布を示す．腐食速度測定結果の周方向の平均値を取った．オリフィス
下流の腐食速度分布の傾向は，Run 1，Run 2（2）ともに，オリフィス下流 1D から 2D の間で最大の腐食速度となった．最大腐食速度は，Run 1 に比べ

3.5

࿔᪁ྡྷᖲᆍ⭁㣏㏷ᗐ [mm/y]

3.4 オリフィス下流の流れ方向の腐食速
度の変化

1.4m/s
2.1m/s
3.5m/s
5.0m/s

3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0

1

Run 2（2）の方が約 2 倍の大きさとなった．流れの影響による差異ではなく水質といった環境の違いによるものと考えられる．表 2 に示すように Run 2 の

2

3

4

5

䜮䝮䝙䜧䜽䛑䜏䛴㊝㞫 x/D

図11

各流速ごとのオリフィス下流位置での腐食速度
分布の比較

3.5

腐食速度のレイノルズ数依存性

pH は，Run 1 に比べ酸性側であり，わずかな pH の差が腐食速度に影響する可能性がある．また，Run1と Run2 とではセンサの使用履歴が異なるため，センサ表面の初期状態の差が腐食速度の違いに影響している可能性がある．今後，精緻な pH 計測を行い，

図 12 にオリフィス下流における最大腐食速度のレ

試験ごとの pH の違いをより正確に把握するとともイノルズ数依存性を示す．Run 2 と Run 3 で取得しに，センサ表面の初期状態を一定とした腐食試験をた各流速条件ごとの最大腐食速度について，下式行い，この腐食速度測定結果のばらつきの原因につ（4）のとおり定義したレイノルズ数Reを用いて整理

いて明らかにしていく予定である．

した．

࿔᪁ྡྷᖲᆍ⭁㣏㏷ᗐ [mm/y]

Re =
3.5
3

内径［m］，νは動粘性係数［m2/s］である．Run 2，
Run 3 ともに管断面平均流速U を除き試験配管，2

試験条件は同じであり，D＝ 0.05m，圧力 1.5MPa，1.5

温度 150℃であることからν＝ 1.986 × 10 − 7m2/s と1一定である．

0.5

その結果，本試験条件における最大腐食速度は，

0
-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

䜮䝮䝙䜧䜽䛑䜏䛴㊝㞫䚭 x / D

図10

(4)

ここで，U は管断面平均流速［m/s］，Dは配管

Run1
Run2 (2)

2.5

UD
ν

オリフィス下流における流れ方向の腐食速度の変化（U＝ 5.0m/s）

レイノルズ数に依存し Re0.82 に比例する結果となった．これは，発達した円管内乱流での物質伝達率の特性（Re0.8 に比例) (17) とほぼ一致する．この結果
は，2 回の腐食速度測定のデータをもとにした評価

111

10

(２) H. Keller, Erosionskorrosion an Nassdamp-᭩ኬ⭁㣏㏷ᗐ [mm/y]

fturbien. VGBKrafwerk-stechnik 54, 5, p.
䌨Re0.82292 (1974).
(３) G. J. Bignold, K. Garbertt and I. S. Woolsey,

1in Ph. Berge and F. Kahn, eds., GorroUave DRe㻃= ν
0.1

5

10

sion-Erosion of Steel in High Temperature
Water and Wet Steam (Electricite de France,
6

10

107

(４) H. G.. Heimann and P. Schub, Initial䝰䜨䝒䝯䜾ᩐ

図12

Les Renardies, 1982), Paper No. 12.

オリフィス下流における最大腐食速度のレイノ
ルズ数依存性experience gained with a high pH value in thesecondary system of PWRs, Proc. of the Third
Meeting on Water Chemistry of Nuclear
Reactors, BNES, London, p. 243 (1983).

のためサンプル数が少なく，さらにデータを充実し精査する必要がある．また，オリフィス下流の壁面(５) 日本原子力学会，原子炉水化学ハンドブック，
コロナ社（2000）．

近傍の物質伝達率は Re0.54 に比例するとの報告(18)も(６) O. de Bouvier, M. Bouchacour and K Fruzzet-

あることから，今後，更に腐食速度データの充実を

ti, hRedox Condition Effect on Flow Acceler-

図ることによって，この点について明らかにしていated Corrosion: Influence of Hydrazine andきたい．

Oxygen,j Proc. of International Conference

4. まとめ117, Avignon, France (2002).

Water Chemistry in Nuclear Reactor Systems,(７) P. Berge, J. Ducreux and P. Saint-Paul,
オリフィス下流を対象に管断面平均流速をパラメ

hEffects of chemistry on corrosion-erosion ofータとした腐食速度測定を行い，腐食速度の流速依

steels in water and wet steam.j Proc. of the

存性について評価した．その結果，以下のことを確Second Meeting on Water Chemistry of

認した．

Nuclear Reactors, British Nuclear Engineering(1)オリフィス下流の流れ方向の腐食速度分布については，オリフィス下流 1D から 3D の間で最大の腐Society, London, 5 (1980).
(８) L. E. Sanchez-Caldera, The Mechanism of

食速度になった．

Corroson-Erosion in Steam Extract Lines of(2)オリフィス下流の腐食量は，時間とともに直線的Powerに増加した．しかしながら，オリフィス上流の直管

sachusetts Institute of Technology, Cambrige,

部では時間の経過とともに腐食速度が減少した．

Massachusetts (1984).

Stations,

Ph.

D.

Thesis,Mas-(3)オリフィス下流の腐食速度は，管断面平均流速が(９) W. Kastner and R. Riedle, Empirisches

大きくなるに従い，増加した．本試験体系におけるModell zur Berechung von Materialabtagen

オリフィス下流の最大腐食速度は，レイノルズ数

durch

Re ＝ 3.5 × 105〜1.3 × 106 の範囲で Re0.82 に比例

stechik, 66, 12, p. 1171 (1986).

Erosionkorrosion,

VBG-Kraftwerk-

した．しかしながら，水質のわずかな違いやセンサ(10) V. K. Chexal, H. Horowitz, R. Jones, et al.,表面の初期状態の違いが腐食速度測定結果に影響しFlow-Accelerated Corrosion in Power Plants,ている可能性があり，それらの影響について確認す

EPRI TR-106611, Electric Power Research

る必要がある．

Institute, Palo Alto (1996).
(11) H. M. Crockett and J. S. Horowitz, U. S.

文献

Approach to Flow-Accelerated Corrosion,
International Conference on Flow Acceleated(１) 日本機械学会，発電用設備規格

配管減肉管理に関する規格（2005 年版）（増訂版）（2006）．

Corrosion, Lyon-France (2008).
(12) S. Trevin, M. Persoz and I. Chapuis, Making

112

FAC calculations with BRT-CICEROTM andupdating to version 3.0, International Conference

on

Flow

Accelerated

Corrosion,

Lyon-France (2008).
(13) 歌野原陽一，長屋行則，中村晶，村瀬道雄，オ
リフィス下流における流れ加速型腐食の評価（1. 流れ場の計測と数値解析），日本機械学会
第 13 回動力・エネルギー技術シンポジウム，
A108（2008）．
(14) 長屋行則，歌野原陽一，中村晶，村瀬道雄，オ
リフィス下流における流れ加速型腐食の評価（2. 腐食速度の測定と流れ場の影響評価），日
本機械学会 第 13 回動力・エネルギー技術シンポジウム，A109（2008）．
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Korea (2008).
(16) 中村晶，村瀬道雄，歌野原陽一，長屋行則，流れ加速型腐食に及ぼす局所的流況の影響―研究の背景とオリフィス下流の腐食速度の計測―，
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(17) 日本機械学会，伝熱工学資料

改訂第 5 版，

p. 84（2009）(18) 黒田祐志，小城烈，近藤昌也，辻義之，オリフ
ィス下流における流れ加速腐食機構に関する研究（1）―電気化学法による壁面近傍の物質伝達率の測定 1―，日本原子力学会，2010 年春の年会，E19（2010）．