INSS JOURNAL,Vol.17(2010),pp75-87

75

加圧器スプレイ配管内蒸気-水二相流可視化実験および数値シミュレーションによる管壁温度変動の解明
Investigation of Wall Temperature Fluctuations by Visualization Tests and Numerical
Simulation for Steam-Water Two-phase flow in the Pressurizer Spray Piping
三好

弘二（Koji Miyoshi)＊ 1

中村晶（Akira Nakamura)＊ 1

大厩

徹（Toru Oumaya)＊ 2

竹中信幸（Nobuyuki Takenaka)＊ 3

要約 PWR プラントの加圧器スプレイ系統の加圧器直上部の水平部配管においては，定格出力運転
中の連続通水量が微量なために管内が蒸気と水の二相状態となることがある．二相状態の流れ場が形成する熱成層条件下では管の外壁面の温度測定結果からは判別できない内部の水面の周期的な揺動の継続が繰り返し熱応力変動となって，高サイクル疲労き裂の発生原因となることが懸念される．
そこで，スプレイ配管内部の流動・温度場を明らかにして，それが熱応力に及ぼす影響を解明するために，実機の微少注入状態を模擬した蒸気-水条件のモックアップ試験を実施した．壁温変動を測定した結果，傾斜部の水面が接する位置付近で最大の幅が気液温度差の 0.2 倍程度で，壁温変動が生じることが明らかになったことから，可視化実験により，壁温変動の要因を調査することとした．
その結果，壁温変動は，気液界面の揺動ではなく，界面下に発生する液温変動によって引き起こされている可能性が高いことがわかった．さらに，実機の 1 次冷却材中に存在する微量の非凝縮性ガ
スが壁温変動に及ぼす影響を調べるため，微量の空気を注入する実験を行い，液温変動が抑制されることを確認した．加えて，VOF 法を適用した数値流体解析でモックアップ実験条件での流れ場を模擬した結果，時間平均的な温度分布は実験結果とよい一致を示したが，気液界面位置の変動は見られず実験で測定された気液界面下における液温変動は再現できなかった．
キーワード

PWR プラント，加圧器スプレイ配管，熱成層，熱疲労，二相流，VOF

Abstract
In a PWR plant, a steam-water two phase flow may possibly exist in thepressurizer spray pipe under a rated power operating condition since the flow rate of the spraywater is not sufficient to fill the horizontal section of the pipe completely. Under such thermallystratified two phase flow conditions, the initiation of high cycle fatigue cracks is suspected to occur
due to the cyclic thermal stress fluctuations caused by oscillations of the water surface, whichcannot be detected by the measurement of temperature on outer surface of the pipe. In order toclarify the flow and thermal structure in the pressurizer spray pipe and assess its impact on the pipe
structure, an experiment was conducted for a steam-water flow at a low flow rate in a simulatedpressurizer spray piping. By measuring wall temperature fluctuations, continuous temperaturefluctuations, which were around 0.2 times of the steam water temperature difference in the
maximum range, were observed at the inclined section where the water surface contacted the pipe
wall. So we planed to investigate the causes of the fluctuations by visualization tests. As a result of
the experiment, it seemed that wall temperature fluctuations were not caused by waves on water
surface, but caused by liquid temperature fluctuation in the layer below the steam-water interface.
The influence of small amount of noncondensable gas dissolved in the reactor coolant on the wall
temperature fluctuations was investigated by injecting air into the experimental loop. Continuous
water temperature fluctuations were attenuated after air was injected. A CFD analysis was
performed adopting the VOF method for the experimental condition, and it successfully simulated
the averaged temperature distribution but the level of water surface did not fluctuate, and no watertemperature fluctuations below the gas-liquid interface were observed contrary to the experimental
result.
Keywords

PWR plant, Pressurizer spray piping, Thermal stratification, Thermal fatigue Two phase flow,
VOF

＊1
＊2
＊3

(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所
元(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所
神戸大学 大学院 工学研究科

現在

関西電力(株)

76

1.

はじめに

部においては以下の 2 点が懸念される．
(1)配管の上層部に蒸気が流れ込んだままであること

加圧水型原子炉（PWR）プラントの 1 次冷却材系

から高温に保たれて，プラントの起動・停止時のよ

統は図 1 に示すように，1 次冷却材の圧力を制御す

うに配管内が満水となる流量に増加した際に，急冷るため，加圧器が設置されている．その直上部には，されて熱衝撃を受ける．この変化を図 2 の（a）→

加圧器内の圧力・温度調節のためにスプレイ水を注（b）→（c）に示す．

水できるよう配管が接続されている．このスプレイ(2)定格出力運転中に，図 2（a）に示す水平部で蒸水は，定格出力運転中には 1 次冷却材配管の低温側

気が冷却されて凝縮し，新たな蒸気が流入するとい（コールドレグ）から得ており，加圧器スプレイバイ

う変化が繰り返されることにより，水面が周期的にパス弁を経て加圧器内に連続注水される．1 次冷却揺動する可能性がある．

材配管低温側にあるノズルを起点とし，加圧器に至このうち，（1）の熱衝撃については，加圧器サーる系統は加圧器スプレイ系統と呼ばれる．

ジ配管の熱成層現象と併せて，熱疲労き裂の発生が定格出力運転中には，1 次冷却材系統の圧力・温懸念されており，従来から様々な研究が行なわれて度は一定に保たれるため，本来ならば圧力・温度調

いる．加圧器サージ管の熱成層現象については，節のための注水は不要であるが，加圧器スプレイ系

1988 年 に 米 国 原 子 力 規 制 委 員 会（NRC: Nuclear

統の加圧器直上部の管内が空になって気相部からのRegulatory Commission）が Bulletin 88-11(1)を発行

約 345℃の蒸気により加熱されている状態で，本系

し，プラント設計時の想定とは異なった配管変位が統が作動した際には配管に過剰な熱衝撃を生じるこ生じた事例を示して注意喚起した．またそれ以前のとが懸念される．そのため，主弁に比べて小径のバ

NRC による他の Bulletin(2)(3)で指摘されたような熱イパス弁を通して約 290℃の水を連続通水しておく

疲労き裂発生の懸念も生じたことから，内部の流動ことにより，主弁が開放されたときの温度変化を小についての研究 (4)〜(8) が実施され，それらを考慮しさくするという運用がなされている．

た応力解析なども行なわれた (9)(10)．これらの研究

定格出力運転中に連続通水される際のスプレイ配は，プラントの起動・停止時など比較的温度変動が管内部の状態を図 2（a）に示す．スプレイ流量が少大きく，生じる熱応力変動は大きいものの，発生回ないため配管内部は満水にならず水平部の管底を這数は少ない過渡を対象として実施されており，低サ

う よ う に 水 が 流 れ て，加 圧 器 気 相 部 か ら は，約

イクル疲労き裂の発生を防止する観点から行なわれ345℃の飽和蒸気がその流れの上部を対向して流れてたものである．

いると考えられる．長時間このような状態が持続す

一方，美浜発電所 2 号機における閉塞分岐配管曲ることから，加圧器スプレイ系統のうち加圧器直上がり部での漏洩事例(11)のように，プラントの運転時
間の 8 割以上を占める定格出力運転中に比較的小さ

Pressurizer Spray Piping

Spray
NozzleSteamGenerator

い変動幅の温度ゆらぎが常時生じて，その熱応力変(a) During commercial operation
Spray Valve: Closed
Steam flow fromthe Pressurizer

BypassValve

Condensation

Spray
Valve

(b) The flow rate is increased

Pressurizer

ReactorA small amount of(In case of a transient)continuous spraythrough the bypass valve Spray Valve: Opened

Cold leg ofreactor coolant
loop

The pipe is completely
filled with water

Co
l

d

(c) Recovery to thecommercial operation

Spray Valve: Closed

Hot leg

Steam flowleg

Condensation

ReactorCoolant
Pump
ld
Co

図1

Cold leg ofreactorcoolant loop

A small amount ofcontinuous sprayleg

PWR プラントの主冷却材系統の概要

図2

加圧器スプレイ配管内の流動状態模式図

77

動により高サイクル疲労き裂が発生して漏洩に至ることがあることが判明した．加圧器スプレイ配管においても前述した（2）の水面の揺動現象に対して同

P様の懸念が抽出され，実機の起動・停止時にスプレ
T

㻺㼄㼗㼈㼕
㼈
㻯㼄㼜㼈

確認されており，水面が揺動している可能性が否定できないことがわかった．しかしながら，加圧器ス
プレイ配管内の二相状態の流れ場を対象とした研究

F
Flow meterwater glass

た．その結果，管内が満水でない部位があることが

Steam
Layer

㻫㼈㼄㼗㼌㼑㼊㻃㻨㼏㼈㼐㼈㼑㼗イ配管外壁面の温度の時刻歴変化の測定が実施されT

T
Thermometer

Tankは見当たらない．このような現象による熱疲労き裂

Flow direction

発生の可能性の有無を評価するためには，まず熱応

Manometer

力変動の発生が疑われる部位の内部の流動・温度場

Pump

Heat Exchanger

を明らかにする必要がある．
本研究では，実機と同材質のステンレス鋼製の試PP㻧㼈㼄㼈㼕㼄㼗㼈㼇㻃㻺㼄㼗㼈㼕

験体を用いて蒸気-水条件下における壁温変動の測定
図3

および可視化実験による壁温の変動要因の解明を試

実験ループの概要

みた．また，実機の１次冷却材系統中には，溶存水素が含まれており，非凝縮性ガスとして蒸気―水系
その壁温変動に対する影響も調査した．さらに，実

R2
30
771.4

機条件での二相状態の流れ場を数値流体解析で模擬立するための検討も行なった．以下，実験結果とと

D

C

F1

もに実験条件における数値流体シミュレーションの

B

500

R325

の凝縮過程に影響を与える可能性が高いことから，して壁面に生じる温度変動を直接評価する技術を確

20o

709

G1

E

G

304 Stainless Steel (4B Sch.160)

F

Inner Diameter 87.3mm
Wall Thickness 13.5mm

A

結果を報告する．

Polycarbonate resin (Visualization test at D)
Inner Diameter 87.3mm
Wall Thickness 36.35mm

2. 蒸気-水条件の実験および数値シミュ
レーション
2.1 実験装置および方法

Wall thermocouples (43 Points)
Fluid thermocouples (30Points)

135o

6.3

蒸気-水条件下で壁温の変動を測定するための実験
ループを製作した．実験ループおよび試験部の概要
を図 3，4 にそれぞれ示す．図 4 には液温・壁温変動を測定するための熱電対の取り付け位置と測定断面・ラインを併記した．試験部の配管は，実機と同

20.0
20.0

90o
43.65

45o

20.0
20.0

A1L
A1

0o

Cross section A~D

じ形状・寸法のステンレス鋼製で，スプレイノズル
も同等品を用いた．また温度測定のため，A〜E の 5箇所の管断面と，垂直部および傾斜部の背側に領域

28.0

1.0

図4

0o

Fluid thermocouples(15 Points)

Cross section D(Visualization test)

試験部の概要F，G を設けて壁温測定用の素線径 1mm のシース型

ループにはあらかじめ脱気した水を外部から供給

熱電対を合計 43 点設置した．A〜E 断面では，素線して満水状態にしてから，タンク内の 20kW の電熱

径 0.5mm の熱電対を等間隔に 5 点（A〜D 断面）

ヒータにより蒸気を生成した．大気圧下で実機とほないしは 10 点（E 断面）設けた液温測定用プローブ

ぼ同じ温度差とするため，蒸気の温度約 100℃，水を管背側から挿入し，これらの断面での液温の管半

温約 60℃に調節し，試験部上流側に設けた流量計で径方向分布も測定した．

実機のバイパススプレイ流量（0.46m3/h）に設定し

78て，温度変動を 90 分間測定した．

表1

さらに，可視化実験を行うため，D 部について
は，ステンレス鋼製からポリカーボネート製に変更した．また，可視化実験にあわせて D 部の中央にて液温測定を実施した．気液界面付近の測定を行うた
め素線径 0.5mm の熱電対を 15 対束ねた多点熱電対（2mm 間隔）を設置した．可視化実験では，実機の入口境界条件バイパススプレイ時のみかけの流量［m3/h］

0.46

みかけの流速［m/s］（流入境界速度）0.021

水の温度［℃］

60

蒸気の温度［℃］100

バイパススプレイ流量に加え，0.5 倍，0.25 倍に流表2流体の物性値

量を変化させたケースも行った．
また，非凝縮性ガスが流動状態および温度分布に及ぼす影響を調べるため，蒸気を生成した状態でタ
ンク上部のベント弁を数秒開放して蒸気相に大気を導入して十分循環させた．また，空気注入量を把握するためベント弁手前にレシーバータンクを設け，タンク内の圧力変化と温度変化から注入量を求めた．

水982.98

密度［kg/m3］
粘度［Pa s］
熱伝導率［W/(mK)]
定圧比熱［J/(kgK）］
潜熱［J/kg］

4.7665 × 10-4
0.64994185.20.59371.215 × 10-5
0.02452026.52.257 × 10-6―170
0.0583――ぬれ角［degree］
表面張力［N/m］

2.2 数値流体シミュレーションによる再現

密度［kg/m3］2.2.1

熱伝導率［W/(mK）］
比熱［J/(kgK）
］

方法

蒸気

表 3 管の物性値
7980
0.017 × T ＋ 13.006
0.2668 × T ＋ 488.58
T は温度［℃］1）解析モデルバイパススプレイ流量のモックアップ実験では，すく，物性や表面状態によって変化する．空気-水条

空気-水条件での可視化実験結果(12)をもとに考える

件での可視化実験結果をもとにした数値解析結果(12)と，蒸気-水条件でもスプレイ配管内に明瞭な気液界

では，ぬれ角が 120°から 150°の間にあると考えられ面が生じていると考えられる．界面（水面）の揺動

た．蒸気-水条件では管がステンレス鋼であり，アクによる温度変動が生じることを想定し，気液界面形

リルよりも表面粗さが大きいため，その影響を考慮

状を数値解析によって捉える手法を適用する．そのして，170°と仮定した．また，150°とした場合の違ため，いを検討した．

①配管内の蒸気-水の自由界面を捉えられる二相流モデルを適用②解析範囲は，加圧器スプレイ配管の傾斜部から
スプレイノズル出口まで③周期的な変動を得るため，非定常解析を実施
これらを基本的な方針としてモデル化を行った．

3）乱流モデル
乱流モデルには，k−ω モデルとk−ε モデルを壁面 か ら の 距 離 に よ っ て 切 り 替 え る Shear Stress
Transport（SST）モデル (14) を用いた．移流項の空間差分には 2 次精度上流差分を用いた．
4）熱伝達率

数値流体解析には ANSYS 社の汎用コードである

実験時の雰囲気温度は常温で，試験体には保温をCFX-11 を用いた．気液界面の数値解析での扱いは，施している．試験体の気相部には蒸気が満たされて気液の体積分率を輸送方程式で解く VOF（Volume

おり，定常的には 100℃と考えて，保温外面温度を

Of Fluid）法(13)を用いた．

推定して外気温度との差から放熱量q＝ 36.7W/m22）流体条件を求めた．数値解析では保温材は解析格子に入れて蒸気-水条件の実験に合わせて，流量などの入口境いないため，放熱量が等価になるように管外面熱伝界条件は表 1，物性値は表 2，3 のとおり設定した．

達率 α にて考慮し，α ＝ 0.459W/（m2 K）とし

表 2 のぬれ角（接触角）は，CFX-11 では，液滴た．

が物体表面に付着したときの気液界面と物体表面と

表 4 の気液界面の熱伝達率については，村田ら(15)がなす角度で定義する．この値が大きいほどぬれやが蒸気-水の層状流での凝縮熱伝達率を実験により求79

め，整理した（1）式を用いて求めた．
N u=4.04×10 Re
Pr 

x

0.92m

(1)

ここで，N u は気液界面のヌセルト数，Re は
気液すべり速度（相対速度），液の動粘度，合流部からの距離Lを用いて定義したレイノルズ数，Pr は液のプラントル数である．蒸気および水の温度をそれ

図5

気液界面の熱伝達率の算出に用いた座標と長さ

ぞれ 100℃および 60℃としてバイパススプレイ流量を流した場合，気液界面の管軸方向の長さは図 5 のように 0.92m である．定常解析結果 (16) では，水平部の管断面で気液の断面積の割合は気相が 0.922 で液相が 0.078 であった．入口の水の質量流量から断面積比で計算した水の流速は，0.269m/s となった．
蒸気流速は平均で 0 と考えると，水の流速が気液す

表4
外気温度［℃］
管外壁熱伝達率［W/(m2K）］
気液界面熱伝達率［W/(m2K）］

べり速度になるので，表 2 の物性値と図 5 の座標xを用いて，Re  =5.55×10 xとなる．水（60℃）の

熱的境界条件20
0.459
Case 1Case 2
Case 3
Case 4(※)

128.441284.412.844128.44※ Case 3 でぬれ角を 150°変更した場合．

Pr 数は 3.016 である．したがって，気液界面の熱伝達率hは，h=Nu×λ/x で表わされるので，

h=4.04×10 5.55×10 x×3.0160.6499×x



側半分のみをモデル化した．試験部の形状は図 4 に(2)示したとおりで，これをモデル化した解析格子を対称面側から見た形状を図 6 に示す．

となる．
（2）式を水平部の長さ 0.92m の区間で平均緑色で示した管（金属領域）には熱的な対称境界，

すると，h＝ 128.44W/(m2K)となった．これを数値

その内側の流体領域には流れと熱の対称境界を設定

解析で気液界面の熱伝達率として設定した．熱伝達した．このような条件を与えるため，管軸方向（流率が及ぼす影響を調べるため，表 4 に示すように熱れ方向）の液面の波立ちは再現できるが，流れを横伝 達 率 を 10 倍 お よ び 1/10 と し た 場 合 を Case2，切る方向の波立ちは対称に制限されることになる．

Case3 として計算した．

流体の入口境界には，表 1 の質量流量と温度と，水

5）初期条件，時間

単相すなわち水の体積割合 1 を与えた．出口となる

図 5 のような気液界面が定常的には生じると予想

ノズル部には，流出・流入のどちら方向でも可能なされることから，定常解析の初期値としては次のよ

開放境界（Opening）を設定した．水の流れに随伴

うに設定した．水平部の管中心座標より上部と，垂直部の管中心座標より右側では，蒸気の体積割合を1 とした．満水の状態から数値解析を始めると，水に逆流して蒸気が試験部を満たすまでに，計算時間がかかると考えて，このように設定した．
非定常解析の初期値には，定常解析結果を用いた．
非定常解析では時間刻み幅を 0.01s として変動を捉えることと，200 秒間計算を行って流れが準定常的になったことを確認した．

2.2.2

解析格子

解析形状は三次元としたが，計算時間の短縮を図るために配管長手方向の垂直断面を対称面として片図6

解析格子（1/2 モデル）

80

されて蒸気が流出する部位と，蒸気の凝縮に伴って

3.

結果と考察

3.1

実験結果

加圧器からスプレイ配管へと蒸気が侵入する部位の両方がこの境界に起こるからである．流入する場合には蒸気単相で流入するように設定した．空気-水条
件の可視化実験結果から考え，垂直部下端のノズル

3.1.1 壁および流体温度測定結果

部の旋回翼は，変動が生じると考えられる配管水平部の流れに対し影響しないと考えて，モデルには入

既報 (16)(17) では，図 4 に示した各測定点の温度変動のうち，傾斜部の G 部および E 断面で温度変動がれなかった．

最大となることを明らかにした．ここで，顕著な変気液界面の形状を滑らかに捉えられるように解析格動が見られた傾斜部の測定点 G03，G04 の 20 分間の子を作成した．流体領域と金属領域の境界となる配時刻歴波形を図 7（a）に，そのパワースペクトル密管内面において，半径方向のメッシュサイズが 1mm

度分布を図 7（b）に示し，E 断面の測定点 E3 の 20程度となるようにして，流れ方向には格子のアスペ分間の時刻歴波形を，その点と高さが近く大きな変

クト比を 6 程度におさえた．その結果，解析格子は動となった液温の測定点 E4L，E5L の時刻歴波形と壁面に沿った 6 面体（ヘキサ）要素により構成し，ともに図 8（a）に，そのパワースペクトル密度分布

総数で約 41 万要素（ノード数で約 44 万）となった．

を図 8（b）に示す．比較的大きな温度変動が測定点

㻔㻓㻓
100
㻜㻘
95
㻜㻓
90
㻛㻘
85
㻛㻓
80
㻚㻘
75
㻚㻓
70
㻙㻘
65
㻙㻓
60

G03

55

㻪㻓㻖
㻪㻓㻗

㻗㻓㻓㻓
4000

0㻓

⣌า㻔
G03
⣌า㻕

G04

㻖㻓㻓㻓
3000
㻕㻘㻓㻓
2500

182.0s

㻕㻓㻓㻓
2000

㻔㻘㻓㻓
1500

㻘㻘
㻘㻓

409.6s

㻖㻘㻓㻓
3500

PSD

Temperature [oC]

配管系全体を比較的均等なメッシュに分割して，

㻘㻓㻓
500

G04
㻔㻕㻓

126.0s

㻔㻓㻓㻓
1000

0㻓

㻕㻗㻓 㻖㻙㻓 480
㻗㻛㻓 㻙㻓㻓 720
㻚㻕㻓 㻛㻗㻓 960
㻜㻙㻓 㻔㻓㻛㻓1200
㻔㻕㻓㻓 㻔㻖㻕㻓 1440
㻔㻗㻗㻓 1560
㻔㻘㻙㻓
240

㻓 㻑㻓 㻓 㻔
0.001

Time [s]㻓 㻑㻓 㻔
0.01

㻓 㻑㻔
0.1

1㻔

Frequency [Hz](a) 壁温変動の時刻歴変化(b) 壁温変動のパワースペクトル密度分布

図 7 傾斜部背側 G03，G04 における壁温変動(16)(17)

E3
E4L

㻛㻓
80
㻚㻘
75
㻚㻓
70
㻙㻘
65
㻙㻓
60
㻘㻘

E5L

0㻓

㻔㻕㻓

㻕㻗㻓 㻖㻙㻓 480
㻗㻛㻓 㻙㻓㻓 720
㻚㻕㻓 㻛㻗㻓 960
㻜㻙㻓 㻔㻓㻛㻓 1200
㻔㻕㻓㻓 㻔㻖㻕㻓 1440
㻔㻗㻗㻓 1560
㻔㻘㻙㻓
240

Time [s](a) 壁温変動の時刻歴変化
図8

㻘㻘㻓
550
㻘㻓㻓
500
㻗㻘㻓
450
㻗㻓㻓
400
㻖㻘㻓
350
㻖㻓㻓
300
㻕㻘㻓
250
㻕㻓㻓
200
㻔㻘㻓
150
㻔㻓㻓
100
㻘㻓
50
0㻓

PSD

Temperature [oC]327.7s
㻔㻓㻘
105
㻔㻓㻓
100
㻜㻘
95
㻜㻓
90
㻛㻘
85

㻓 㻑㻓 㻓 㻔
0.001

117.0s
⣌า㻕
E3

78.0s

⣌า㻔

E4L
⣌า㻖

180.0s

39.0s

E5L

3.8s

234.1s409.6s15.8s

㻓 㻑㻓 㻔
0.01

7.1s

㻓 㻑㻔
0.1

Frequency [Hz](b) 壁温変動のパワースペクトル密度分布

E 断面の壁温 E3 および液温 E4L，E5L の温度変動(16)(17)

1㻔

81

E3 で認められ，気液温度差の 0.2 倍程度（幅 7℃程の時間平均温度分布をその最大値，最小値の幅とと度）の大きさであった．また，これらの壁温変動がもに図 10 に示す．図の横軸は管底を始点とした高さ

ループ全体の流量の変動に起因するかどうか調べるを示す．また，図中には可視化の結果，観察されたため，ポンプ出口のバイパス分岐後および試験部直気液界面の位置を示した．管底から高くなるにつれ，前の液温，スプレイ流量のパワースペクトル密度分供給している水温である 60℃から緩やかに蒸気温度

布と比較し，その結果傾斜部の測定点 G03 および Eである 100℃に上昇していることがわかる．また，断面の測定点 E3 については，入口流量および液温

温 度 変 動 は，界 面 位 置 か ら 4mm 程 度 下 方 か ら 幅では見られなかった位置にピークが見られ，試験部

12mm 程度の範囲において著しく大きいことがわか

内部の流れの変動に起因した変動である可能性が示

㻔㻔㻓

唆された．

㻔㻓㻓

可視化結果および可視化部の温度分布

3.1.1 に示したとおり，壁温変動については，試験部内部の流れの変動に起因した変動である可能性

㻜㻓

Ὼᗐ䟺䉔䟻

3.1.2

⏲㟻న⨠
㻛㻓
㻚㻓

が示唆されたことから，可視化実験を行った．バイ㻙㻓

パス流量における可視化結果を図 9 に示す．流量安䜈䜊䛴⠂ᅑ

定後，観察の結果，気液界面の波立ち等の変動は観㻘㻓㻓

察されず気液界面下においてもやが観察された．も㻔㻓

やの幅は，ポリカーボネートの屈折率の影響を考慮㻔㻔㻓られた．気液界面下において液体の密度変化が生じ，

㻔㻓㻓

屈折率の違いにより，もやが観察されている（シュ

㻜㻓

Ὼᗐ䟺䉔䟻

0.5 倍，0.25 倍に変化させた場合も同様な現象が見された付近の温度を測定した．管半径方向の 30 分間

㻗㻓(a) バイパススプレイ流量時

して約 10.5mm であった．流量をバイパス流量のリーレン現象）と推定されることから，もやの観察㻕㻓㻖㻓⟮ᗇ䛑䜏䛴㊝㞫㻋㼐㼐㻌

⏲㟻న⨠
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䜈䜊䛴⠂ᅑ
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㻕㻓
㻖㻓
⟮ᗇ䛑䜏䛴㊝㞫㻋㼐㼐㻌㻗㻓(b) バイパススプレイ流量× 0.5 倍時
㻔㻔㻓

Ὼᗐ䟺䉔䟻

㻔㻓㻓

(ᣉኬᅒ)
(ᣉኬᅒ)

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ࡵࡷࡡᖕ 10.5mm

䜈䜊䛴⠂ᅑ
㻘㻓
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㻔㻓

㻕㻓
㻖㻓
⟮ᗇ䛑䜏䛴㊝㞫㻋㼐㼐㻌(c) バイパススプレイ流量× 0.25 倍時
図9可視化結果（バイパス流量時の D 部)

図 10

D 断面における流体温度分布

㻗㻓

82

る．流量がバイパススプレイ流量の等倍時の最大温動により引き起こされた可能性が高いと推定される．

度変動幅は，管底から 14mm の箇所で 35℃程度，0.5 倍時は管底から 12mm の箇所で 31℃程度，0.25

3.1.3 温度変動に対する非凝縮性ガスの影響

倍時は管底から 8mm の箇所で 34℃程度である．
よって，可視化部における液温測定の結果，観察実機の 1 次冷却材中には，水素等の非凝縮性ガスされたもやは，その付近の大きな温度変動に起因すが含まれている．非凝縮性ガスによる蒸気凝縮の緩るシュリーレン現象がもたらしたものであると示さ和作用が温度変動に与える影響を確認するため，実れた．また，もやの中は不安定な波が伝播している

験では，非凝縮性ガスとして空気を用いて調査した．

ような様子であった．流れ方向に密度が異なった二D 部の可視化実験において，もやが観察されていつの層の界面が存在した場合，層間の速度差がある

る途中でタンク上部のベント弁を数秒開放し蒸気相値になると，不安定な波が液相内に発生することがに 0.101g の空気量を注入した．観察の結果，空気知られており，一般にケルビンヘルムホルツ不安定

注入後直ちにもやが消失することがわかった．さら現象といわれている．

に，注入前においてもやの観察された付近の温度を，タンク側から逆流してくる蒸気の凝縮に伴うせん

空気注入後に測定した．管半径方向の 30 分間の時間

断応力により，界面下に速度勾配が発生し不安定波

平均温度分布をその最大値，最小値の幅とともに図をもたらしていると推定されるが，現状，速度分布12 に示す．図 10（a）と比較してわかるように，空の計測ができておらず今後の検証が必要である．

気注入により温度変動幅が明らかに減少しており最図 11 に E 断面の液温測定点 E5L とそれとほぼ同

大温度変動幅は，管底から 22mm の箇所で 5℃程度

じ高さにあり，かつ可視化部でもやが確認された箇である．以上のことから，既報 (16)(17) において，空所である管底から 16mm の位置における温度測定結

気注入により，壁温変動が著しく減少することを示

果のパワースペクトル密度分布を示す．パワースペ

したが，非凝縮性ガスの注入により，気液界面下でクトル密度は，約 27 分（1,638.4 秒）間の温度と平もたらされる液温変動が減少し，その結果，壁温変

均 値 と の 差 を 標 準 偏 差 で 正 規 化 し て 得 た．

動が減少したといえる．非凝縮性ガスが注入される

409.6s,273.1s のピークはバイパス分岐後や試験部ことにより蒸気凝縮に伴うせん断応力が低下し，界入口の液温変動のピーク(16)と近く本実験装置と流動面下の速度勾配の減少をもたらし，不安定波の発生条件に固有のものである可能性がある．しかし，そを抑制したと推定されるが，メカニズム解明にあたの他のピークについては互いにピークが近いことかっては，流速分布データの採取による検証が必要でら，前項で示した E5L の液温変動は，気液界面の揺ある．

動ではなく，気液界面付近でかつ界面より下の液相部位に発生した液温変動であると考えられる．また，㻗㻓㻜㻑㻙㼖

㻕㻓
㻔㻛
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㻔㻗
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㻔㻕㻙㻑㻓㼖
㻔㻕㻑㻔㼖㻗㻘㻑㻘㼖㻕㻛㻑㻕㼖㻕㻗㻑㻘㼖㻔㻖㻙㻑㻙㼖 㻗㻛㻑㻖㼖㻔㻘㻑㻖㼖㻕㻓㻗㻑㻛㼖
㻕㻚㻖㻑㻔㼖

㻕㻑㻘㼖
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㻛㻓
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㻙㻓
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㻓㻑㻓㻓㻔

図 11

㻔㻔㻓

Ὼᗐ䟺䉔䟻

㻳㻶㻧

その液位に相当する E3 の壁温変動は，その液温変

㻓㻑㻓㻔

㻓㻑㻔

㻩㼕㼈㼔㼘㼈㼑㼆㼜䛀㻫㼝䛁㻔

D，E 断面温度変動のパワースペクトル密度分
布

㻓

㻔㻓

㻕㻓
㻖㻓
⟮ᗇ䛑䜏䛴㊝㞫䟺㼐㼐㻌

図 12 D 断面における流体温度分布(バイパススプレイ流量時，空気注入後)

㻗㻓

83

3.2 数値シミュレーション結果

り見られないが，図 14 の流速分布では，蒸気相での流れ方向の変化が見られる．これは加圧器からスプ

3.2.1

モックアップ実験条件の計算（Case 1）(16)

レイ配管へと上昇する蒸気に，スプレイ配管出口部
で渦が生じているためである．図 13（a）の流れ方

2.2 節で説明した計算条件にて定常解析を行い，向，（b）の流れ直角方向とも顕著な波立ちは見られそれを初期値として非定常解析をまず 180 秒間行っない．また，気液界面下の液温は流れ方向にしだいた．この間で十分に非定常解析における準定常的なに上昇し，もやに相当する液温変動は見られない．

状態になることを期待した．さらにその結果を初期

統計処理を 190〜200［s］の 10 秒間行った結果か

値として 20 秒間の非定常解析を行い，その後半 10ら，図 15 には管断面の時間平均温度分布を，図 16秒間の解析結果を用いて時間平均などの統計処理をには温度の標準偏差を示す．波立ちや気液界面下の行った．

液温変動が観察されていなかったことから，図 15 のCase1 (16) として（2）式の気液界面熱伝達率h＝

時間平均温度は図 13（a）の瞬時温度とほぼ同じで128.44W/(m2K)とぬれ角 170°で計算を実施した．

あり，図 16 の水平部には液温変動が生じていない．

図 13 にはt＝ 200s の瞬時の温度分布，図 14 には瞬垂直部では落下する液膜が時間的に変動するため，

時の流速分布を示す．図 13 を見ると，傾斜部から気変動幅が 8℃程度の液温変動が生じている．

液が水平に界面をなす層状流の状態が再現できている．蒸気の領域は水平部では上方にあり，水の領域

3.2.2 ケーススタディ結果

はスプレイ管の下方と曲がり部の内側を伝って流れている．図 13 の温度分布では流れ方向の変化はあま

1）Case2 の結果
蒸気-水の界面凝縮熱伝達率の影響を調べるため，
表 4 の よ う に 熱 伝 達 率 を 変 化 さ せ て 計 算 し た．
Case2 では，h＝ 1284.4W/（m2K）と 10 倍の値に設定した．
非定常計算を Case1 と同様に行い，統計処理を
190〜200［s］の 10 秒間行った結果から，図 17 には管断面の時間平均温度分布を，図 18 には温度の標準偏差を示す．図 17 の時間平均温度は図 15 の Case1の結果とほぼ同じであるが，蒸気から水への熱移動が大きくなるため，垂直部で流れ落ちる水の温度が(a) 管の軸方向断面上昇している．また，蒸気から水へと熱が奪われるため，傾斜部での蒸気温度が低下している．

(b) 水平部の管断面，液相のみ
図 13 配管断面での温度分布（t＝ 200 の瞬時，h＝ 128.44W/（m2K））

図 14 配管断面での流速分布（t＝ 200 の瞬時，h＝ 128.44W/（m2K））

84

図 15 配管断面での時間平均温度の分布（Case1，t＝ 190〜200s の平均，h＝ 128.44W/（m2K））

図 17 配管断面での時間平均温度の分布（Case2，t＝ 190〜200s の平均，h＝ 1284.4W/(m2K））

図 16 配管断面での温度変動強度の分布（Case1，t＝ 190〜200s の標準偏差，h＝ 128.44W/(m2K））

図 18 配管断面での温度変動強度の分布（Case2，t＝ 190〜200s の標準偏差，h＝ 1284.4W/(m2K））

水面の時間変化を別途調べてみたが，Case2 にお

明確には分からない．

いても波立ちや気液界面下の液温変動は生じていな

水面の時間変化を別途調べてみたが，Case3 におかった．図 18 の水平部には液温変動が生じていない

いても波立ちや気液界面下の液温変動は生じていなことと一致している．垂直部では落下する液膜が時かった．図 20 の水平部には液温変動が生じていない

間的に変動するため，変動幅が 10℃以上の液温変動ことと一致している．垂直部で見られる液温変動は，が生じている．この温度変動は配管内の水に生じてCase1 の結果とほぼ同じである．

いて，管壁には生じていない．
2）Case3 の結果

3）Case4 の結果
配管表面でのぬれ角の影響を調べるため，ぬれ角

熱伝達率を減少させて，h＝ 12.844W/(m2K）とを 150°に 設 定 し て 計 算 を 行 っ た．非 定 常 計 算 を

1/10 に設定した．非定常計算を行い，統計処理を

Case1 と同様に行い，統計処理を 190〜200［s］の190〜200［s］の 10 秒間行った結果から，図 19 には

10 秒間行った結果から，図 21 には管断面の時間平

管断面の時間平均温度分布を，図 20 には温度の標準

均温度分布を，図 22 には温度の標準偏差を示す．図偏差を示す．図 19 の時間平均温度は図 15 の Case1

21 の時間平均温度は図 15 の Case1 の結果とほぼ同の結果とほぼ同じである．傾斜部での蒸気温度が低じであるが，ぬれ角が小さくなったために水がはじ下しているが，熱伝達率の低下によって凝縮量が減かれて，垂直部ではより管の中央付近を通るようにり，蒸気流速が減少しているためと考えられるが，なっている．同様に図 22 においても，垂直部での液85

図 19 配管断面での時間平均温度の分布（Case3，t＝ 190〜200s の平均，h＝ 12.844W/(m2K））

図 21 配管断面での時間平均温度の分布（Case4，t＝ 190〜200s の平均，h＝ 128.44W/(m2K），
ぬれ角 150°）

図 20 配管断面での温度変動強度の分布（Case3，t＝ 190〜200s の標準偏差，h＝ 12.844W/(m2K））

図 22 配管断面での温度変動強度の分布（Case4，t ＝ 190〜200s の 標 準 偏 差，h ＝ 128.44W/(m2K），ぬれ角 150°）

温変動の生じる位置が，管中央付近になっている．
水面の時間変化を別途見ても，Case4 においても波垂直部で管壁を伝う流れが少なくなり，実験結果で立ちや気液界面下の液温変動は生じておらず，図 22は流れが管壁を伝っていることとは差違が生じる．

の水平部には液温変動が生じていないことと一致し従って，ぬれ角については 170°の方が実際に近かっている．

たと考えられる．

4）ケーススタディの結果実験においては図 9，10 のように気液界面近傍で4.

結論

温度変動が観察された．3.1.4 に述べたように，蒸気中に大気を混入すると温度変動幅が小さくなるこ

加圧器スプレイ配管内部の流れ場を模擬した蒸気-とから，気液界面での蒸気の凝縮熱伝達率が温度変

水条件の二相流可視化実験を行ない，その実験条件動に影響していると推定されるが，数値解析のケーの数値流体シミュレーションを行なって実験結果とススタディの結果からは，その影響が再現されなか比較した．得られた結果は以下の通りである．

ったため，VOF 法では凝縮に伴う熱移動や圧力変化(1)加圧器スプレイ配管の試験部のうち，傾斜部で認がうまく扱えていない可能性と，実験と計算で凝縮められた液温変動の原因は，気液界面の揺動ではな

熱伝達率がかなり乖離している可能性の両方が課題

く，気液界面付近でかつ界面より下の液相部位に発として残されている．ぬれ角を 150°に減少させると生する液温変動が原因であることがわかった．ま86

た，これに伴い壁温変動が発生した可能性が高いと推定された．

NRC Bulletin 88-11 (1988).
(２) Nuclear Regulatory Commission, Thermal(2)非凝縮性ガスの存在は，気液界面における凝縮熱

Stresses in Piping Connected to Reactor

伝達の低下をもたらし，（1）に示した温度変動を大Coolant Systems, US NRC, NRC Bulletin

きく緩和させる要因となることがわかった．

88-08 (1988).

(3)蒸気-水の界面を VOF 法により扱った熱流動数(３) Nuclear Regulatory Commission, Cracking in

値解析を用いて，非定常計算を行った．気液界面のFeedwater System Piping, US NRC, NRC

熱伝達率およびぬれ角の影響を調べたが，実験で傾Bulletin 79-13 (1979).

斜部において観察された液温変動は再現されなかっ(４) A. Talja and E. Hansjosten, Results ofthermal stratification tests in a horizontal pipe

た．

line at the HDR-Facility, Nuclear Engineering

5.

おわりに

and Design, Vol. 118, No. 1, p. 29-41(1990).

本研究では，加圧器スプレイ配管を対象に微小注(５) L. Wolf, W. Hafner, M. Geiss, E. Hansjos-

入状態が配管内部の流動，配管内壁の温度変動に及

ten, and G. Katzenmeier, Results of HDR-ex-

ぼす影響を明らかにするため，既報告 (12)(16) のとお

periments for pipe loads under thermallyり，以下のステップで実験および数値解析を行ってstratified flow conditions, Nuclear Engineering

きた．

and Design, Vol. 137, No. 3, p. 387-404(1)空気-水系のアクリル試験体を用いた可視化実験(1992).

による配管内流動状況の把握(６) W. R. Smith, D. S. Cassell, and E. P.

(2)蒸気-水界面を変動させた場合の管壁に発生するSchlereth, A Solution for the Temperature

熱応力の数値解析と疲労評価

Distribution in a Pipe Wall Subjected to(3)蒸気-水系のステンレス試験体における管壁温度

Internally Stratified Flow, Journal of engineer-

変動測定および非凝縮性ガスの影響調査

ing for gas turbines and power, Vol. 112, No.

(4)蒸気-水二相流および管壁温度分布の数値解析と4, p. 602-606 (1988).

実験結果の比較(７) F. Baron, M. Gabillard, and C. Lacroix,(5)蒸気-水系のポリカーボネート試験体を用いた可Experimental Study and Three-Dimensional

視化実験による管壁温度変動要因の解明

Prediction of Recirculating and Stratified Pipe
Flow in PWR, International Topical Meeting

その結果，観測された温度変動は小さく，既報告の熱応力疲労評価の見直しを要するような結論は得

on

Nuclear

Reactor

ThermalHydraulics(NURETH 4), p. 1354-1361 (1989).

られず，懸念されていた高サイクル熱疲労の可能性(８) Jong Chull Jo, Yun Il Kim, and Seok Ki Choi,は低いと結論付けられる．しかしながら，今年度のNumerical Analysis of Thermal Stratification in

報告のとおり，温度変動要因が，気液界面の変動で

a Circular Pipe, Journal of Pressure Vessel

はなく，気液界面付近で，かつ界面より下の液相部

Technology, Vol. 123, No. 4, p. 517-524

位に発生する液温変動が原因であったことは，著者(2001).

らが想定していなかった興味深いものであった．さ(９) Jong Chull Jo, Young Hwan Choi, and Seok Ki

らに，本現象と凝縮熱伝達現象との関係を明らかに

Choi, Numerical Analysis of Unsteady Conju-

し，実温・実圧条件における，評価を可能にするたgate Heat Transfer and Thermal Stress for a

めにも，数値計算モデルの開発が期待される．

Curved Piping System Subjected to Thermal
Stratification, Journal of Pressure Vessel

文献

Technology, Vol. 125, No. 4, p. 467-474(2003).

(１) Nuclear Regulatory Commission, Pressurizer(10) Y. J. Yu, T. H. Lee, Y. S. Sohn, and S. H.

Surge Line Thermal Stratification, US NRC,

Park, Thermal Stratification of Surge Line in

87

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Pressure

Vessels&

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スプレイ配管内蒸気-水二相流により生じる管壁温度変動の測定とその数値シミュレーショ
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