INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-365

流れ加速型腐食に及ぼす局所流動状況の影響―配管要素組み合わせにおける腐食速度―
Effects of Local Flow Field on Flow Accelerated Corrosion―Corrosion Rate in a Combination of Pipe Components―
長屋

行則 (Yukinori Nagaya)＊

歌野原

中村

晶 (Akira Nakamura)＊

村瀬

陽一 (Yoichi Utanohara)＊
道雄 (Michio Murase)＊

要約 流れ加速型腐食（FAC）に及ぼす流れ場の影響について評価するために，著者らはこれまでオリフィス及び玉形弁下流を対象に，電気抵抗法を用いた腐食速度測定，流速分布測定，数値流動解析を実施してきた．本研究では，配管要素が組み合わさった場合のケーススタディとして，
上流 14D（Ｄ：配管内径）に玉形弁を配置した場合のオリフィス下流を対象に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 50 mm，管断面平均流速は3.54m/s 一定とし，水温は 150 ± 1℃以内に制御した．この場合の腐食速度分布は，管の周方向に非対称な分布となり，オリフィス下流 1D の距離の配管下部壁面において最大の腐食速度となっ た．数 値 計 算 の 結 果，上 流 に 玉 形 弁 を 配 置 し た 場 合，オ リ フ ィ ス 下 流 の 再 付 着 点 位 置 が
1.4〜1.8D となり，オリフィス単体の場合の 2.5D に比べ上流側に近づいた．配管要素が組み合わされることで，配管要素単体に比べ流れ場の構造が変化し，腐食速度およびその分布も変化す
ることを確認した．
キーワード

流れ加速型腐食，配管要素組み合わせ，玉形弁，オリフィス，腐食速度，電気抵抗法

Abstract
In order to evaluate the effects of a flow field on corrosion rate due to flow
accelerated corrosion (FAC), the authors have carried out corrosion rate measurements using
the electrical resistance method, measurements of the velocity profile, and numerical analyses foreach piping component such as an orifice and a globe valve. In this study, in a case study of the
combination of pipe components, corrosion rate measurements were conducted downstream froman orifice with a globe valve located at 14D upstream (D: pipe inner diameter). In the corrosion
rate measurement, a test loop operated at high temperature and high pressure conditions wasused. The pipe inner diameter was 50 mm, the average velocity was kept at 3.54 m/s and thewater temperature was controlled within 150 ± 1℃. In this case, the distribution of FAC rates
downstream from the orifice was asymmetrical to the center axis in the circumferential directionof the pipe, and the peak of the FAC rate was observed at 1D downstream from the orifice. In the
numerical simulation, in the case with the upstream globe valve, the flow reattachment location
was about 1.4-1.8D downstream from the orifice. This reattachment location shifted upstream
from 2.5D downstream from the orifice in the case of no valve being attached. It was confirmedthat the structure of the flow field changed compared with the case of no valve, and thecorrosion rate and its distribution also changed because of the influence from the combination ofpipe components.
Keywords

flow accelerated corrosion, combination of pipe components, globe valve, orifice, corrosion
rate, electrical resistance method

1. はじめに

管減肉の重要な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

配管減肉管理に関流 れ 加 速 型 腐 食（Flow Accelerated Corrosion：

する規格」(1) を制定し，FAC と液滴衝撃エロージョ

FAC）は，火力，原子力，化学プラントにおける配ンによる配管減肉に対して，民間規格として統一した＊原子力安全システム研究所 技術システム研究所

66

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

管理方法を定めた．FAC による腐食速度は，環境

2.

実験方法

2.1

実験装置

（温度，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
どの種々な因子によって影響される．
FAC のメカニズムは，金属表面に形成された酸化図 1 に実験装置の概要を示す．実験装置は，温水タ皮膜の溶解と，流れによる鉄イオンの拡散によるといンク・試験体・循環ポンプ・配管で構成される流動ルう説が一般的である (1)．これまで，FAC の腐食速度

ープと，窒素加圧装置，水質調整系，水質測定系で構に対する，温度 (2)(3)，pH (4)，溶存酸素量 (5)(6)，流速成される．

(3)などの影響が報告されている．Keller(2)は，弁など

温水タンクは，温度 200 ℃，圧力は 2 MPa まで使の配管要素が FAC に及ぼす影響について報告した．

用可能である．循環ポンプは，インバータ制御のポン

腐食メカニズムのモデルと評価式 (7)〜(10) がいくつか

プを使用しており最大流量 48 m3/h まで流量制御が提案され，海外では，米国電力研究所(EPRI)で開発可能である．また，ループの温度は，温水タンクに設された CHECWORKS (11)，フランス電力会社(EDF)

置されている電気ヒータ（10 kW × 2）により加熱すで開発された BRT-CICERO (12) などが減肉評価に用ることにより昇温する．当該ヒータは，温度制御器にいられている．しかしながらこれらのコードは，減肉より設定温度± 1 ℃の精度で温水タンク温度を制御

速度の具体的な評価手法が開示されていない場合が多可能である．温水タンク・循環ポンプ・配管はステン

く，また，実機の減肉速度の予測値と測定値のばらつ

レ ス 鋼 製 で あ り，試 験 体 を 除 い た 流 動 ル ー プ で のきが大きく(13)(14)精度よく予測できる段階に至ってい

FAC 発生は考慮する必要はない．系統の圧力調整にない．

使 用 し て い る 窒 素 ボ ン ベ は，純 窒 素（純 度：プラントの系統の中で減肉の起こりやすい部位としては，配管の流路断面積を変化させるような弁，オリ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．

フィス，レデューサ，デフューザが挙げられ，また流水質調整系として，給水処理用の脱酸素装置・イオ

れの方向を変化させるようなエルボ，ベント，分岐，ン交換樹脂ユニット，薬品注入用のタンクおよび薬注

合流管が挙げられる．これらの配管要素による流れのポンプが 3 組あり，ヒドラジン・希硫酸・アンモニア

変化は，その下流にある直管や弁，エルボといった部を注入可能である．脱酸素装置は給水時に使用する他

位での腐食速度にも影響を与えると考えられる．現に，水張り後の系統水に対しても脱酸素処理に使用す

在，FAC に及ぼす流れ因子の影響を解明し，その影るために主系統からの通水ラインを設けている．

響の程度を定量的に評価することを目的とした研究が水質測定系では，手分析のための採水ラインがある

多数行われており，オリフィス(15)や堰(16)といった比

ほか，溶存酸素分析計と導電率計が設けてあり，常時較的単純な形状での腐食速度測定も行われている．

モニタリングが可能である．水質測定系は，FAC に

著者らは，FAC に及ぼす局所的な流れの影響を調おいて影響が大きいとされる pH，溶存酸素濃度，鉄査するために，これまで基礎的な配管形状としてオリ濃度に異常な変化がないか監視しており，pH と鉄濃フィス下流を対象に，流れ場の計測および数値解析に度の測定は適宜採水したサンプル水を窒素雰囲気中でより局所流れ場を把握するとともに，腐食速度測定を手分析により行っている．表 1 に水質測定機器仕様を実施し，流れ場と腐食速度との関係について検討を進示す．

めてきた (17)〜(23)．また，実機プラント配管内の複雑な流れのケーススタディとして，玉形弁単体の下流を

2.2

試験体

対象とした流れ場の計測と数値解析(24)の検討を進めるとともに，腐食速度データを取得した (25)．本報告

図 2 に，腐食速度試験で使用した試験部の構成を示

は，配管要素組み合わせの事例として，上流に玉形弁す．試験部は，上流側から玉形弁モジュール，オリフを配置した場合のオリフィス下流の腐食速度測定及び

ィス上流側試験部配管（長さ 650mm）と下流側試験

数値解析を実施し，オリフィス単体おける腐食速度分部配管（350mm）から構成されており，上流側と下布， 流れ場との比較を実施した．

流側試験部配管のフランジ接続部にオリフィスを設置
で き る 仕 様 と な っ て い る．配 管 は，内 径 50mm の
SUS304 製の円管であり，オリフィス口径比β＝ 0.5

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

67

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700
50

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図1

測定

日機装
株式会社

7115-22 型

導電
率計

日機装
株式会社

9792 型

pH
メータ

株式会社
堀場製作所

D-51

鉄濃
度計

HACH
CAMPANY

PocketColorimeter
Ⅱ

溶存
酸素
分析計

150

650

350

1000

₹ᒻᑯ⹜㛎૕

䉥䊥䊐䉞䉴਄ᵹ஥⹜㛎ㇱ䋨₹ᒻᑯਅᵹ䋩䉥䊥䊐䉞䉴ਅᵹ஥⹜㛎ㇱ

0㫦

਄

270㫦

㱢=50

90㫦
ᵹ䉏਄ᵹ஥
䈎䉌⷗䈩

180㫦

ਅ

図2

水質測定機器仕様
型式

50

䉥䊥䊐䉞䉴
240

൦ឋᛦૢኒ

製造者

機器

50

㱢50

局所熱流動実験装置の概要

表150

腐食速度測定試験部

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

઀ಾ䉍᧼

䉬䊷䉳
13

ガラス電極法
分解能：0.01pH
TPTZ 法

ਅᵹ஥

15

਄ᵹ஥

㱢50
R54.8

精度：1.0 ± 0.02mg/L Fe
検出限界：0.01mg/L Fe
50

50

140

である．玉形弁モジュールとオリフィスとの離隔距離は 650mm（13D）である．玉形弁モジュールの流路

(a)

ਅᵹ㈩▤
ਛᄩᢿ㕙࿑㧔ᵹࠇᣇะ㧙㋦⋥ᣇะᢿ㕙㧕

形状の詳細は図 3 に示す．玉形弁モジュールは，ステ䉬䊷䉳ンレスブロックを上部水室と下部水室に分けて流路形

ਅᵹ㈩▤
਄ㇱ᳓⾰

状を削りだし，仕切り板およびケージを挟み込む構造

䉬䊷䉳となっており，加工精度は公差 0.1mm 以下である．
玉形弁内の流れは，上部水室から 8 個のケージ穴を経

਄ㇱ᳓⾰
ᵹ䉏ᣇะ

由し，下部水室に向かう流れとなる．ケージの配置は

਄ᵹ㈩▤図 3(b)に示すとおり，流れ方向に対しケージ穴が正ᵹ䉏ᣇะ

対するように配置した．玉形弁下流の流れ場は，旋回流が発生することが明らかとなっており (22)，玉形弁਄ᵹ㈩▤を配置することで，上流の旋回流がオリフィス下流の(b) ࠤ࡯ࠫߩ㈩⟎腐食速度に及ぼす影響を確認することができる．
図3

オリフィス上流側試験部配管には，オリフィス上流

玉形弁の形状150mm（3D）の位置に腐食速度センサ（測定原理等については後述）を 2 台設置しており，弁下流直管部の腐食速度を測定する．オリフィス下流側試験部は，

2.3

腐食速度センサの測定原理

下流 50，100，150，200mm の位置に腐食速度センサ
を合計 12 個設置しており，オリフィス下流での腐食速度を測定する．

腐食速度センサの取付方法を図 4 に示す．腐食速度
センサは，図 4 のように炭素鋼製の試験片を配管内表

68

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

6.0
Rt = 0.0153t + 0.40159

㩷ᵹ䉏

5.5

䉴䊁䊮䊧䉴㈩▤
㔺಴⹜㛎

図4

5.0

᮸⢽䋨⛘✼䋩
䋨὇⚛㍑㪪㪫㪧㪫㪋㪉䋩4.5

腐食速度センサ取付方法

50

60

図6
d=0.5mm

w=3mm

80

90

100

110

120

昇温時のセンサ電気抵抗特性例

気抵抗率，tは基準温度，αは温度係数，ＬとＳは露

L=20mm

図570

出試験片の長さと断面積である．図 6 は昇温時の電気露出試験片の初期形状

抵抗特性例であるが，基準温度t ＝ 0℃とすると，昇温特性の傾き a と切片 b は以下の通りである．

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．露出試験片の両端に取り付けられたリード
線により外部から電気抵抗を測定する構造となっており，露出試験片の初期形状は図 5 の通りである．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a=

図 6 の 場 合，昇 温 特 性 の 傾 き，切 片 が そ れ ぞ れ
a=0.0153，b=4.0159 であることから温度係数αは以下の通りとなる．
a 0.0153
α= ==0.00381
b 4.0159

厚さが減少するが，試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 Rの変化を計測することにより，厚み d の変化を測定する．なお，腐食速度センサの電気抵抗値と厚みｄの関係式は式(1)の通りである．
d=ρ

[1/℃]

炭 素 鋼 の 温 度 係 数 を 実 測 し た 例 で は，α ＝ 0.0037［1/℃］との報告(26)もあり，ほぼ同じ値であることか
ら妥当と判断した．試験期間を通して温度が 149.4 ±0.1℃（表 2 参照）とほぼ一定であり，センサ厚さ d

L1
wR

(1)

ここでρは電気抵抗率，Ｌ，d，w は露出試験片の長さと厚みと幅である．具体的な換算方法については，
既報(25)を参照されたい．
今回使用した腐食速度センサは，既報 (21)〜(23) で使用したセンサとは異なり，温度補償用の参照試験片をなくし露出試験片のみとした．形状を簡単にし，露出試験片の電気抵抗測定回路を 2 系統（図 8 参照）にすることで，センサ故障による測定データ欠落を低減することができる．但し，温度変動による影響を強く受けるため，以下，電気抵抗に及ぼす温度の影響について検討する．
金属の電気抵抗は，温度の増加に従い，直線的に増加するため，以下の近似式が成り立つ．
R=ρ1+αt−t

ρL
ρL
α， b=
S
S

L
S

＝ 500μm とすると± 0.2μm の誤差となる．腐食速度
算出には 10μm 以上減肉させた時刻歴データを用いており，この誤差は十分小さい．

2.4

計測システム

電気抵抗の計測システムおよび計測回路図をそれぞれ図 7，図 8 に示す．計測システムは，腐食速度セン
サ，データ収集装置およびパソコンで構成されており，データ収集装置には 12 台の CorrOcean 製データ
ロガー（製品名：CorrLog）が収納されており，腐食
速度センサの抵抗を計測する．パソコンには，CorrLog 用計測ソフト MultiTrend をインストールしており，計測データのログ管理，計測システムの監視およびオンラインでのモニタリングが可能である．

(2)

ここでR は温度 t の時の電気抵抗，ρは温度t時の電INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

表2

Corrocean⵾䊂䊷䉺䊷䊨䉧䊷×12บ
䋨CorrLog䋩

試験条件
3.54

䊂䊷䉺෼㓸ⵝ⟎䋨䉶䊮䉰㪈㪉บหᤨ⸘᷹䋩⹜㛎૕

RS232C䊂䊷䉺෼㓸ⵝ⟎腐食速度測定の試験条件

管断面平均流速 [m/s]⣣㘩ㅦᐲ䉶䊮䉰

⣣㘩ㅦᐲ䉶䊮䉰

69

温度 [℃]

149.4（149.3〜149.5）

溶存酸素濃度 [ppb]pH

0.1（0〜0.2）
6.8（6.4〜7.4）

鉄濃度 [ppm]

0.06〜0.25

導電率 [μ S/cm]

0.54〜1.09
炭素鋼 STPT42(Ni; 0.02％，Cr; 0.04％，
Mo; 0.01％)

䊌䉸䉮䊮

腐食速度センサ材質
図 7 電気抵抗計測システム䊌䉸䉮䊮⣣㘩ㅦᐲ䉶䊮䉰

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取している．

⣣㘩ㅦᐲ䉶䊮䉰㔺಴⹜㛎ᛶ᛫ಾᦧ䉴䉟䉾䉼

㔚࿶⸘

3.

数値計算

3.1

計算条件

3.1.1 上流に弁を配置した場合

㪭䌾㪚㫆㫉㫉㪣㫆㪾
੤ᵹ㔚Ḯ㪚㫆㫉㫉㪣㫆㪾

図8

電気抵抗計測回路図

数値計算には ANSYS 社の汎用熱流体計算ソフトウ
ェア CFX 13 を使用した．表 3 に計算条件，図 9(a)に計算領域を示す．計算領域の長さは約 30D で，流入境界は弁上流 2D，流出境界はオリフィス下流約10D に設定した．乱流モデルには，Baseline レイノル
ズ応力モデル(BSL-RSM)を用いた．本計算で用いた
計算メッシュを図 10 に示す．玉形弁のケージの配置
は腐食速度測定試験体とは異なり，流れ方向に対しケ

2.5

試験条件

ージ柱が正対するように配置したが，玉形弁とオリフ
ィスの離隔が 14D と離れていることから定性的な傾

腐食速度測定の試験条件を表 2 に示す．実験装置に向は変わらないと考えられる．表 4 にメッシュ数をは，試験進行に伴い溶出する鉄イオンを除去するため示す．図 10 (a)に示すように，上流管および弁本体の浄化装置が備えられていないため，試験時間は系統

ではテトラメッシュ（四面体メッシュ），下流管では水の昇温を含め 2 週間を目安に実施した．流速条件はヘキサメッシュ（六面体メッシュ）を使用している．

試験期間を通じ 3.54 m/s である．系統圧力は約 1.5

壁面から第 1 格子点では y＋が 100 以下になることを

MPa，温度はほぼ 150℃に維持しており，キャビテー

確認している．玉形弁下流のように複雑で非定常性のションが発生しない条件としている．溶存酸素濃度に強い流れ場の場合，定常計算でも計算解は 1 つの解については，給水時および低温時ループ水の脱酸素装置

収束することなく，計算の反復回数に応じて変動する

通水により 20 ppb 以下に低減した後，昇温すること(24)．そこで，非定常 RANS 計算を行ない，その結果により，ヒドラジンを追加することなく 150 ℃時点

を時間平均処理することで，時間平均値を求めた．

で 1 ppb 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3.1.2 オリフィス単体の場合

らず，試験期間中の pH は 6.8 とほぼ中性であった．
鉄濃度は，流れ加速型腐食による腐食量に影響する可表 3 に計算条件，図 9(b)に計算領域を示す．計算能性のあるパラメータと考えられることから，鉄濃度領域の長さは約 10D で，流入境界はオリフィス上流

70

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

表3

計算条件
玉形弁＋
オリフィス

計算領域

オリフィス
単体

水(150℃，1.5MPa)
密度917.586kg/m3
粘性係数1.82689 x 10-4Pa・s
BSL − RSM 標準 k −ε

作動流体
乱流モデル

解法

時間

タイムステップ

2 次精度
オイラー後退
0.01s

対流項差分

定常計算

(a) ₹ᒻᑯ

2 次精度風上差分
流入
流出
壁面

境界条件

25m3/h(3.54m/s)，一様流速
圧力境界，(平均静圧 0Pa)
壁関数 (一般化対数則)

ᵹ౉Ⴚ⇇
14D

2D

z

10D

y
x

(b) 䉥䊥䊐䉞䉴ㄭறD = 50 mm

ࠝ࡝ࡈࠖࠬ

₹ᒻᑯ

ᵹ಴Ⴚ⇇

図 10

計算メッシュ

表4

メッシュ数(a) ਄ᵹ 14D 䈮₹ᒻᑯ䈏㈩⟎䈘䉏䈩䈇䉎႐ว
ᵹ౉Ⴚ⇇

31D

23D

D = 50 mm

ᵹ಴Ⴚ⇇

弁上流管
弁本体

ࠝ࡝ࡈࠖࠬ

(b) 䉥䊥䊐䉞䉴න૕䈱႐ว㩷
図9

合計

(ヘキサ)
1,677,104

2,362,801(ヘキサ)
1,020,307

1,020,307(テトラ)
600,016
玉形弁＋
オリフィス

計算領域

2D，流出境界はオリフィス下流約 7D に設定した．

オリフィス部 及び上流管，下流管(ピラミッド)420(プリズム)
80,261

オリフィス
単体

玉形弁下流とは異なり，定常計算でも計算解が収束することから標準 k-εモデルによる定常 RANS 計算を(a)から x = 1.4〜1.8D 近傍に存在すると考えられる．

実施した．その他の計算条件については，3.1.1 と同

図 11(b)に示すとおり，オリフィス口径比β=0.5 のじである．

オリフィス下流の再付着点はおよそ x = 2.5〜3.0D であることから，オリフィス単体の場合に比べ上流側へ

3.2

計算結果

移動する結果となった．
図 12 は，上流に弁を配置した場合の非定常 RANS

図 11(a)(b)はそれぞれ，計算で求めた上流に弁をで得られた瞬時流れ場の様子である．玉形弁下流では配置した場合と単体の場合のオリフィス下流における旋回流が発生する(24) が，弁直後と比べかなり減衰し流れ方向−鉛直断面の流速分布を示す．管断面平均流ているものの弁下流 10D 以降でも旋回した流れが確

速は 3.54m/s，水温は 150℃条件で，レイノルズ数は認できる．オリフィスに流入した旋回流は，管軸中心

Re = 8.9 × 105 である．

では噴流が再現され，オリフィス直後では管壁に沿っ上流に玉形弁が配置されている場合でも，オリフィ
ス下流では，噴流はほぼ軸対称な分布となっており時
間平均的な特徴が再現されている．再付着点は図 11た旋回流れが確認でき，オリフィス上流の旋回成分に比べ強くなった．

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-3

71

Velocity 䌛m/s䌝
5.0 10.0 15.0 20.0 25.0

0

0D

(a)

1D

2D

3D

4D

਄ᵹ 14D 䈮₹ᒻᑯ䈏㈩⟎䈘䉏䈩䈇䉎႐ว(Uave=3.5m/s䋬㕖ቯᏱ)

(a)

1D

Velocity 䌛m/s䌝
5.0 10.0 15.0 20.0 25.0

0

0D

1D

2D

3D

4D

(b) 䉥䊥䊐䉞䉴න૕䈱႐ว㩷
(Uave=3.5m/s䋬ቯᏱ) 㩷

(b)
図 11

数値解析による時間平均流速分布（流れ方向−鉛直方向断面）

3D

11D

図 13 試験期間中における腐食量の推移

量の推移を示す．20 分間隔で測定した電気抵抗値 Rから，露出試験片の腐食量⊿ d を求めた．図 13(a)を見ると，オリフィス下流 1D での腐食量がほぼ直線的に変化していることを確認できる．一方，上流 3D においては，直線的に増加する傾向とはならず，時間の経過とともに徐々に曲線の勾配が減少した．このような傾向は，酸化被膜の成長速度が溶解速度を上回るためと考えられ，これまで実施してきたオリフィス下流の腐食試験における直管部での腐食量の時間変化と同じ傾向を示した．玉形弁下流 11D での腐食速度は，
図 12

数値解析による瞬時の流速分布

弁のない直管部と同様に放物線則に従うといえる．
図 14(a)は，オリフィス単体の場合の腐食速度分布(22) である．試験部温度は 149.8℃，管断面平均流食は 3.54 m/s，溶存酸素濃度 0.1ppb，pH は 6.2 であ4. 実験結果と考察

る．オリフィス下流の腐食速度は下流 2D で最大とな
り，管周方向分布は管軸に対し対称な分布となった．

4.1 上流に玉形弁を配置した時のオリフ
ィス下流における腐食速度分布

図 14(b)に，上流に玉形弁を配置した場合のオリフ
ィス下流の腐食速度分布を示す．図 13 に示す昇温完了から 89 時間までの腐食量データの時間変化率を，

図 13(a)(b)にそれぞれ昇温完了以降のオリフィス

最小二乗法により近似直線の傾きから求め，腐食速度

下流 1D および上流 3D（玉形弁下流 11D）での腐食を算出した．上流に弁を配置した場合のオリフィス下

72

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オリフィス下流 1〜3D の位置で最大腐食速度となり，

7[mm/y]

6

再付着点である x = 2.5〜3.0D（図 11(b)参照）およ

90°

5
4

びその上流の再循環領域で腐食速度が大きくなることを示している．

270°

3
2

今回の実験体系は玉形弁とオリフィスの組み合わせ

1

ではあるが，玉形弁下流では旋回流が発生することか
ら，上流側で旋回流がある場合のオリフィス下流での

0
-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

x/D

単体の場合と比べ，上流側に再付着点位置が移動する

(22)

(a)

とともに，最大腐食速度となる位置も上流側に移動した．高野ら (28) は，上流にスワラーを配置した場合の

7[mm/y]

減肉影響を調べている．旋回流の影響で，オリフィス

オリフィス下流の物質移動係数を実験的に測定し，旋

6

90°

5
4

回強度が大きい場合，物質移動係数の最大位置が上流側に移動することを報告しており，上流に玉形弁を配

270°

3

置した今回の腐食速度分布の傾向と定性的に一致す

2

る．このことから，オリフィス下流の再循環領域と物

1

質移行係数および腐食速度分布が密接に関係している

0

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

ことが示唆される．

x/D
(b)

14D

5.

まとめ
配管要素組み合わせの事例として，上流に玉形弁を図 14

オリフィス下流における腐食速度分布

配置した場合のオリフィス下流の腐食速度測定及び数値計算を実施した結果，以下のことを確認した．
(1)

数値計算の結果，上流に玉形弁を配置した場合，

流における腐食速度の分布は，下流に行くに従い減少

オリフィス下流の再付着点位置が 1.4〜1.8D とする傾向を示した．また，管周方向の分布は，管軸になり，オリフィス単体の場合の 2.5D に比べ上流

対し非対称性を持ち，下流 1D 下部で最大の腐食速度側に移動した．

となった．

(2)

上流に玉形弁を配置した場合のオリフィス下流

図 14(a), (b)を比較すると，オリフィス下流の腐の腐食速度分布は，管軸に対し非対称性を持ち，食速度分布が，上流に玉形弁がある場合とない場合と下流 1D の距離では下部壁面で最大となった．まで大きく異なることがわかる．最大腐食速度は，オリた，下流に行くに従い徐々に腐食速度は減少しフィス単体の場合は下流 2D で 2.58mm/y に対し，た．

上流に弁がある場合は下流 1D 下部で 5.91mm/y となり約 2.3 倍に増加した．

(3)

オリフィス単体の場合と比較すると，最大腐食
速度は，約 2.3 倍に増加するとともに，最大腐食速度となる位置も上流側に移動した．

4.2

考察
以上のことから，配管要素が組み合わされること辻ら(27)は，FAC 腐食速度の支配パラメータと考えで，配管要素単体に比べ流れ場構造が変化し，腐食速られる物質移動係数を実験的に求めその分布から，オ度およびその分布も変化することを確認した．今後，リフィス口径比によらず物質移動係数の最大位置が再流れ場の測定を行うことで数値計算の妥当性を確認す

付着点位置を関係づけ，その位置は再循環領域である

るとともに，代表的な配管要素の組み合わせについて

再付着点距離のおおよそ半分の位置となることを報告

順次データを蓄積し，配管要素組み合わせの影響につしている．著者らがこれまで実施してきたオリフィス

いて確認していく予定である．

口径比β＝ 0.5 の腐食速度測定 (21)･(22) の結果でも，

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