88

INSS JOURNAL,Vol.17(2010),pp88-103

玉形弁流れの LDV 計測と非定常 RANS 計算
LDV measurements and URANS calculations downstream of a globe valve
歌野原長屋

陽一（Yoichi Utanohara)＊ 1
行則（Yukinori Nagaya)＊ 1

中村晶（Akira Nakamura)＊ 1

村瀬道雄（Michio Murase)＊ 1

要約 流れ加速型腐食が発生しうる配管部位の 1 つに玉形弁がある．しかし，これまで研究対象とされることはあまりなく，流れ場もあまりよくわかっていない．そこで，玉形弁下流の流れ場を明らかにするためにレーザドップラ流速計（LDV）により流速分布を計測した．玉形弁はケージ付きタイプのものを採用し，配管径 50mm で管断面平均流速を 3.54m/s に設定した．また，数値シミュ
レーションを行い，玉形弁のような複雑流路において定量的に流れ場を評価する方法について検討を行った．数値シミュレーションでは標準k−εモデルと BSL-RSM の 2 つの乱流モデルを用いて非定常 RANS 計算を行い，時間平均処理により計算結果を評価した．LDV 計測によれば，流れ方向成分の流速分布は管中心で遅く，管壁付近で速くなるような分布になっていた．特に，弁下流の流路下側で，流れが加速されていた．また，鉛直方向成分の流速分布から，弁下流では双子の渦を持つような旋回流が発生していることが明らかになった．一方，玉形弁の流れ場を定常 RANS で計算
すると，一意な解に収束せず解が変動し LDV 計測値を再現できなかったが，非定常 RANS 計算の結果を時間平均処理することにより，時間平均流れ場を精度よく再現することができた．この計算評価方法は，実機発電所の配管内流れのように，複雑流路を持つ流れ場の評価方法として有用であると考えられる．
キーワード

流れ加速型腐食，玉形弁，LDV，非定常 RANS 計算，旋回流

Abstract
A Globe valve is one of the possible piping geometries which cause flow accelerated
corrosion (FAC). Studies on FAC related to a globe valve are, however, few and the flow field is
not well understood. Hence, to understand the flow field downstream of the globe valve, velocity
profile was measured using laser Doppler velocimetry (LDV). In addition, numerical simulations
were performed and a method for quantitative simulation for such a complicated flow path as a globe
valve was investigated. The diameter of the downstream pipe was 50 mm, and the cross-sectional
average velocity was set to 3.54 m/s. In the numerical simulation, unsteady RANS calculations
were performed employing standard k−ε and BSL-RSM models for turbulence models, and theresults were evaluated by time-averaging procedure.
From the LDV measurements, axial velocity near the center axis of the pipe was lower than thatnear the pipe wall, especially around the lower wall near the outlet of the valve. Transversal
velocity profiles revealed the existence of the swirl flow with twin vortices in the downstream of the
globe valve. A steady RANS calculation of the globe valve did not converge to a unique result andfluctuated with iteration steps. On the contrary, time-averaged results of unsteady RANS
calculations agreed well with velocity profiles measured by LDV. This evaluation method could be
useful to simulate flows in a complicated geometry like pipe flows in the nuclear power plant.
Keywords

1.

flow accelerated corrosion, globe valve, LDV, URANS, swirl flow

はじめによって生じるのではなく，一種の腐食現象であるといわれている．配管母材から壁面近傍の濃度境界層

原子力発電所において重要な問題のひとつに，流へ鉄イオンが溶出し，主流中へ輸送されるプロセス

れ加速型腐食（FAC：Flow accelerated corrosion）

が，流れ場の局所的な乱れにより加速されるというがある．FAC は配管を減肉させ，時として配管破断のが FAC のメカニズムとされている．FAC によるを引き起こしうる．FAC は磨耗などの機械的な力に配管の腐食速度は環境（温度，pH，溶存酸素量など＊1(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

89の水質），流れ場（流速，配管形状），材料（クロム，

行なう上では弁の影響評価は避けて通れない．よっモリブデン，銅などの含有量）などの種々の影響因て，玉形弁を対象とした FAC 研究が必要となる．

子によって支配される(1)．

そもそも，玉形弁に関する研究自体あまり行われ

FAC が発生しやすい部位としては，流路断面積のていない．玉形弁に関するこれまでの研究事例とし変化を伴うようなオリフィス，弁，レデューサ，デて，高圧酸素流れに関する 2 次元数値計算(15)や，キィフューザなどや，流れの方向が変化させられるよャビテーションに関連した実験と数値計算(16)などがうなエルボ，分岐・合流配管などが挙げられる(2)．

行われているが，流れ場そのものを詳しく調べた研

過去の配管減肉事故事例をみると，1986 年米国サリ究例は見当たらない．そこで本研究では，玉形弁下ー 2 号機の配管破損事故(3)ではエルボ部で，2004 年

流の流れ場の構造を明らかにすることを目的として

関西電力美浜発電所 3 号機の配管破断事故(4)ではオ

玉形弁を対象とした実験と数値シミュレーションを

リフィス下流で減肉が生じていた．

実施した(17)．実験では玉形弁を模擬した試験体を用配い，LDV により玉形弁下流の流速分布を計測した．

管減肉管理に関する規格｣(2)を制定し，FAC と液滴

また，数値シミュレーションにより玉形弁流れの再

衝撃エロージョンによる配管減肉に対して，民間規現を目指した．特に，玉形弁のような複雑な形状に格として統一した管理方法を定めている．また，

おいて，数値シミュレーションにより定量的に流速

FAC に関しては国内外で環境因子，流れ因子，材料分布等の流れ場を評価する方法について検討を行う．

日本機械学会では 2005 年に「発電用設備規格

因子のそれぞれに対し研究されており，流れ因子に関する国内の研究動向を見ても多数行なわれている

2.

実験方法

2.1

ケージ付き玉形弁(5)．
（株）原子力安全システム研究所（INSS）でもこれまで FAC における水質や材料因子の影響(6)(7)，
流れ因子の影響(8)について取り組んできている．特に流れ因子の影響に関しては，オリフィスを単純な本研究で取り上げる玉形弁はケージ付きのタイプ

配管形状として取り上げ，腐食速度測定実験，レーのものであり，流量を制御する場合において多く用

ザ ド ッ プ ラ 流 速 計（LDV：laser Doppler velo-

いられている．一般的な玉形弁は，弁箱内が上部水

cimetry）による流れ場の計測，粒子画像流速測定法

室と下部水室とに分けられた S 字の流路となってお（PIV：Particle image velocimetry）による流れ場のり，上・下部水室の間にある弁座に弁体を押し付けaveraged

ることで弁の開閉を行なう．玉形弁は締め切り性能

Navier-Stokes）計 算 お よ び LES（Large eddy

がよく，短いリフトで全開できる等の長所があるが，

simulation）による数値解析などに取り組んできた

流量調節の性能を高めるためには，弁体形状を変更(8)〜(12)．

しケージを付けた玉形弁が用いられている．ケージ

可 視 化，定 常

RANS（Reynolds

FAC 研究で取り上げられる配管形状は，オリフィ付き玉形弁の特徴としては，微開等の流量調節がし

スやエルボなど比較的単純な場合が多い．これは，やすい，大容量・高差圧の場合にも適用可能，キャ

過去に減肉事故事例があったことだけでなく，単純

ビテーションが発生しにくい等が挙げられる．また，な形状であるため，得られた知見を一般化しやすい

ケージ窓の形状を変えることで弁開度と流量の特性からと考えられる．しかし，プラントにおいては，を変更することも可能となる(18)．

例えば弁のように，FAC を生じうる部位として認識されているものの研究対象としてあまり取り上げら

2.2

実験装置

れていない配管形状が存在する．弁を対象とした
FAC 研究事例は，公開文献の範囲では数値シミュレ

図 1 に実験装置の概要を示す．実験装置はタンク，ーションによるもの(13)(14)があるが，流れ場の計測，

循環ポンプ，試験体で構成されるループとなってお腐食速度測定などはまだ見られない．研究事例が少り，窒素ガスにより系統を加圧することができる．

ない理由として，弁は流路構造が複雑であるため研また，この装置により 150℃の高温水環境で腐食実究結果を一般化しにくいことが考えられる．しかし，験も行うことができる(8)．試験部には図 2 に示すよ

プラントの配管内の流れ場はオリフィスやエルボ，

うな玉形弁試験体を取り付けた．主要な寸法は図 3

弁などが組合わされて構成されており，実機評価をに示す通りである．試験体は上流管，玉形弁本体

90（ケージ付き），および下流管により構成される．配

流速は LDV（カノマックス製 Smart LDV, Model

管の内径はD＝ 50mm の円管である．配管内流速を

8739-S）を使用して計測した．粒子には平均粒径

LDV により計測できるように試験体はアクリル製で4.1 μ m のナイロン粒子を用い，計測サンプル数はあり，玉形弁本体，および弁上流・下流の配管の流およそ 50,000 とした．座標系は，図 2 に示す通り，

路形状はアクリルブロックから削りだして作成してx，y，z方向をそれぞれ，流れ方向，水平面半径方

いる．上流管および下流管の長さはそれぞれ 3.6D

向，鉛直方向とした．座標原点は上流と下流とでおよび 11Dである．玉形弁は，弁本体，8 個の穴が別々とし，上流管と下流管のそれぞれと玉形弁本体付いたケージ，および蓋で構成されている．ケージとの接合部とした．作動流体は室温（約 20℃）の水の配置は図 4 に示すように，ケージ窓の間の柱が流で 流 量 を Q ＝ 25m3/h（管 断 面 平 均 流 速 U ＝

れ方向x軸に正対するように配置した．ケージが付

3.54m/s，Re＝ 1.76 × 105）に設定した．また，系

いてない玉形弁の場合，圧力の高い上流側を弁体で統内を窒素により約 0.25MPa の圧力に加圧するこ押さえ込むようにするため，流れ方向は下部水室かとで弁内部でのキャビテーションの発生を防いでいら上部水室へ向かうのが一般的である．一方，ケー

る．

ジ付き玉形弁の場合，流れ方向は上部水室からケージ穴を通り下部水室へ向かうのが一般的であり，本3.

数値計算方法研究においてもこれに従っている．
数値計算には ANSYS 社の汎用熱流体解析ソフト
P

ウェア CFX 11 を使用した．座標系は実験の場合とSafety valve

同じである．表 1 に計算条件の詳細を示す．計算領Nitrogen gas
cylinderwater tank
( 2 MPa)域の長さは約 20Dで，流入境界は弁上流 2D，流出
境界は弁下流約 15Dに設置した．乱流モデルには，Flow stabilizer

Test section(D = 50 mm)

T

標 準 k−ε モ デ ル，shear stress transport モ デ ル

F（SST モ デ ル），Baseline レ イ ノ ル ズ 応 力 モ デ ル（BSL-RSM）の 3 種類の RANS 型乱流モデルを用い

Recirculation pump
(Inverter control)

た (19)．BSL-RSM はレイノルズ応力方程式モデル（RSM：Reynolds stress model）の 一 種 で あ り，Drain

Menter(20)によって提案された Baseline k−ωモデル
図1

および SST モデルを RSM に拡張したものである．

実験装置の概要

2D

通常の RSM では粘性消散εの輸送方程式を解くが，

z

1D

y

50 mm

0D of upstream(upstream pipe connection)

図2

1D

x

0D of downstream(downstream pipe connection)

ケージ付き玉形弁試験体の概観

91

68.2
upstreampipe
connection

69.0
R30.5

downstream
pipe
connection

R23.6

50.0

50.0

50.0

15.0

13.0

116

R54

60.0

.8

114.5

(a) 中央断面（流れ方向-鉛直方向断面）での寸法（単位 mm）
180

137

12

0

550

(b) 各試験体の長さ（単位 mm）
図3

玉形弁の寸法詳細

BSL-RSM は壁面近傍では局所スケールの渦度であるωの輸送方程式を解き，壁面から離れた主流においてはε輸送方程式を解くことで，より精度が高く，かつ安定した計算が行えるようになっている．
本計算で用いた計算メッシュを図 5 に示す．また，
表 2 にメッシュ数を示す．図 5（a）に示すように，

cage
upper
chamber

上流管および弁本体ではテトラメッシュ（四面体メッシュ），下流管ではヘキサメッシュ（六面体メッシュ）を使用している．一般に，解像度とメッシュ増加数を考慮すると，ヘキサメッシュの方が計算負荷を低減できるが，弁本体のように形状が複雑な部分

flow direction

では，テトラメッシュの方が作成が容易である．また，本研究で注目するのは弁下流の流れ場であるので，下流管のみでヘキサメッシュを使用し解像度を高めた．上流管および弁本体のテトラメッシュは弁出口に近づくにつれ密になり，出口付近で一辺約3mm 程度である．また，図 5（b）に示すように，

図4

ケージの配置92

表 1 計算条件
作動流体

水（25℃）
997kg/m3

密度
粘性係数8.899×10−4Pa･s

乱流モデル
時間

標準k−ε, SST, BSL-RSM
解法
タイムステップ

2 次精度オイラー後退
0.05s

流入

，一様流速
25m3/h（3.54m/s）

流出
壁面

圧力境界．
（平均静圧 0Pa）
壁関数（一般化対数則）

対流項差分
境界条件

2 次精度風上差分

表 2 メッシュ数
上流管および弁本体
テトラ
ピラミッド
プリズム
638,681
637
4,582

下流管
ヘキサ（円管断面メッシュ数）
1,140,000（5,700）

合計
1,783,900

Ὦ䜒᪁ྡྷ
A

B

A

B

ᘒᮇమ䝿ୖὮ⟮᥃⤾㒂(a) 中央断面（流れ方向-鉛直方向断面）のメッシュ形状(b) 円管断面メッシュ形状，（a）の A-A 断面
図5(c) 円管断面メッシュ形状，(a)の B-B 断面計算メッシュ

93

弁本体出口付近では壁面近傍にメッシュが沿うよう

弁下流 1Dでは流路下部（z＝− 25mm）付近で流速にプリズムメッシュを使用しており，壁面から約が 5m/s と極大となり，加速されていることがわか

1.5mm の厚さに 10 メッシュ程度の層を作成している．流路上部付近（z＝ 25mm）でもわずかに流速る．一方，下流管はヘキサメッシュで構成されてお分布が極大値を持つ．一方，管中心軸付近では流速り，O（オー）グリッド・トポロジーを使用するこが低下しており，弁上流 2Dで 3.92m/s であるのにとで壁面にメッシュが沿うようにしている．壁面か対し，弁下流 1Dで 3.20m/s と 2 割程度低下していら第 1 格子点ではy が 100 以下になることを確認しる．また，z＝− 10mm から z＝ 15mm にかけて流ている．

速はほぼ一定である．非対称な流速分布は下流に進計算は定常の場合と非定常の場合で行なっている．

むに従い徐々に平坦になる．弁下流 10Dでは上流 2

通常，RANS 型乱流モデルは定常計算を想定していDの分布にだいぶ近づいているが，壁面付近で非対るが，流路が複雑で非定常性の強い流れ場の場合，称性が若干残っている．

安定した収束解が得られにくい傾向にある．例えば，

図 7 は水平半径方向線上の流速分布である．弁下形状に由来する周期的もしくは非定常的な渦構造が

流 1Dでは図 6 の鉛直線上の分布と同様，壁面近傍存在する場合，計算解は 1 つの解に収束することなで 極 大 値 を 持 つ．管 中 央 部 分（y ＝ − 10mm 〜

く，計算の反復回数に応じて変動する可能性がある．

13mm）では平坦な分布になっているが，管中心でしかし，非定常性が強い流れ場といえども，実用的若干速度の盛り上がりがある．流速分布は管中心軸には流れ場の時間平均的な挙動を把握することが重に対して若干非対称である．下流に進むに従い流速要である場合が多い．よって，本研究では非定常分布は平坦になるが，弁下流 10Dでも壁面近傍で非RANS 計算を行ない，その結果を時間平均処理をす

対称性が残る．試験体形状を考えた場合，管中心軸ることで，時間平均値を求めることにした．

を通る鉛直断面で流路を分割すると，それぞれは対称な形状であり，水平半径方向線上の流速分布は対4.

実験結果および計算結果称になるのが妥当である．また，瞬時には流れが偏っていたとしても，ある程度時間をかけて計測を行

4.1

LDV による流速分布計測結果

なえば，軸対称な分布となるはずである．しかし，計測結果では流れに若干偏りがみられ，おそらく試

図 6 は玉形弁下流の流速分布を示したものである．
流速は流れ方向（x方向）成分であり，分布は管中験体形状やケージ配置のわずかな非対称性が影響していると考えられる．
図 8 は鉛直方向成分の流速分布を示したものであれた流速分布は，50,000 回の計測サンプルを平均しる．分布は水平半径方向線上のものである．弁下流

た値であるため，時間平均値を示すことになる．玉

1Dでは，管中心付近において流れは下方へ向かう

形弁の上流 2Dでは，流速分布は管中心軸に対してが，y＝± 10mm を境に壁側では流れは上昇してい対称であるが，弁下流 1Dでは非対称になっている．

る．分布はほぼ左右対称であり，下流に進むに従い㼝㻃㻋㼐㼐㻌

心を通る鉛直線上のものである．LDV により取得さ

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-2D
0

1D

2D

3D

4D

7D

10D

5 u [m/s]

図 6 LDV 計測による流れ方向成分の時間平均流速分布，鉛直方向線上㼜㻃㻋㼐㼐㻌

94

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㻐㻕㻘

図7

2D

1D
5

0

3D

u [m/s]

4D

7D

10D

LDV 計測による流れ方向成分の時間平均流速分布，水平半径方向線上

㻕㻑㻘
㻕㻑㻓

㻃㻔㻧

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㼚㻃㻋㼐㻒㼖㻌

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㻃㻖㻧

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㻓㻑㻓

㻃㻚㻧
㻐㻓㻑㻘

㻃㻔㻓㻧

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㻐㻔㻓

㻓

㻔㻓

㻕㻓

㼜㻃㻋㼐㼐㻌
図8

LDV 計測による鉛直方向成分の時間平均流速分布，水平半径方向線上速度が低下し，弁下流 7Dでほぼ消失している．

計算の残差はほぼ一定で推移している．その後計算反復回数を 200 ステップ追加し，400 ステップ後の4.2

定常計算と非定常計算結果

計算結果を LDV 計測データと比較しても，ほとん
ど改善は見られなかった．よって，これ以上反復回

図 9 に，3 種類の乱流モデル（標準k−ε，SST，数を増やしても残差が低下し，より収束した解が得

BSL-RSM）を用いて定常計算を行なった場合の，られる可能性は低く，図 9 で示すような計算解が反流れ方向流速分布を示す．LDV 計測データと計算値

復回数ごとに変動していくものと考えられる．このとを比べると，弁下流 1Dでは両者はかなり異なっ

ように，定常 RANS 計算では，弁のような複雑流路た分布となっている．流速分布は下流に進むに従いの時間平均流れ場を再現することは難しい．

徐々に測定値に近づき，弁下流 7Dでかなり測定値

そこで，変動する計算解を多数用いて平均化するに近い値を取るようになる．どの乱流モデルも LDV

ことで，時間平均流れ場を再現できると考えた．具

計測データと一致しておらず，乱流モデルの差は見

体的には，非定常 RANS 計算を行い時間平均処理をられない．計算結果は反復回数 200 ステップの後の行う方法を本研究では提案する．このようにして得ものであるが，図 10 に示すように 200 ステップではられた計算解が図 11〜図 13 である．時間平均処理

95㼝㻃㻋㼐㼐㻌LDV
SST, 200 iteration

㻕㻘
㻕㻓
㻔㻘
㻔㻓
㻘
㻓
㻐㻘
㻐㻔㻓
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㻐㻕㻓
㻐㻕㻘

1D

2D

5

0

u [m/s]3D

std. k-ε, 200 iteration
BSL-RSM, 200 iteration

4D

7D

10D

図 9 定常 RANS 計算による流れ方向成分の流速分布，鉛直方向線上

図 10

標準k−εにおける計算反復回数（イタレーション）ごとの計算残差におけるサンプル時間は 100 タイムステップ（5 秒

データからずれているが，定性的には流速分布を再間）である．定常 RANS 計算の場合と比べると，計現している．標準 k−ε モデルの流速分布は下流に行

算結果は LDV 計測データを良く再現するようにな

くに従いすぐに平坦になるが，BSL-RSM は弁下流っている．図 11 では弁下流，壁面近傍の流速の増加

2Dおよび 3Dでもより LDV 計測データに近い計算結や，管中心でへこむような流速分布も定量的に再現果となっている．

されている．標準 k−ε モデルと BSL-RSM では，以上，非定常 RANS 計算を時間平均処理すること

若干 BSL-RSM の方が LDV 計測データに近い．弁

により，時間平均的な流れ場を精度よく再現できる

下流では強く非等方的な乱流場なので，一様等方性

ことが確認された．乱流モデルの違いは，鉛直方向を仮定して作成された標準 k−ε モデルよりも，ある成分の流速分布の再現性という点で標準 k−ε モデル

程度非等方性を考慮している RSM の方がより再現

よりも BSL-RSM の方が若干良い結果となった．

精度が高かったと考えられる．図 13 は鉛直方向成分の流速分布（水平半径方向線上）である．弁下流 1
Dで標準 k−ε モデル，BSL-RSM ともに LDV 計測㼝㻃㻋㼐㼐㻌

96

㻕㻘
㻕㻓
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㻔㻓
㻘
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㻐㻔㻓
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㻐㻕㻘

㻃㻯㻧㻹
㻃㼖㼗㼇㻑㻃k-ε㻃㻥㻶㻯㻐㻵㻶㻰

-2D

㼜㻃㻋㼐㼐㻌

図 11

㻕㻘
㻕㻓
㻔㻘
㻔㻓
㻘
㻓
㻐㻘
㻐㻔㻓
㻐㻔㻘
㻐㻕㻓
㻐㻕㻘

2D

1D

5

0

u [m/s]

3D

4D

7D

10D

非定常 RANS 計算による流れ方向成分の時間平均流速分布，鉛直方向線上LDV
std k-εBSL-RSM

1D

3D

2D

5

0

u [m/s]

4D

7D

10D

図 12 非定常 RANS 計算による流れ方向成分の時間平均流速分布，水平半径方向線上

LDV
std. k-ε
BSL-RSM㻕㻓㼜㻃㻋㼐㼐㻌

㻔㻓
㻓
㻐㻔㻓
㻐㻕㻓

図 13

1D

2D

0

3

w [m/s]

3D

4D

7D

10D

非定常 RANS 計算による鉛直方向成分の時間平均流速分布，水平半径方向線上

974.3 計算による流れ場の様子

いる．弁下流では流速ベクトルは斜め下方へ向かっているが，弁下流 3Dになると流速ベクトルはほぼ

図 14 は非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による時
間平均流速分布を示したものである．描画した断面

流れ方向に平行になっている．
図 15 は弁下流の各断面における断面内の流れの様

は，管中心軸を通る中央断面（流れ方向-鉛直方向断子である．弁出口（0D）で双子の渦が形成されてお面）である．流れは玉形弁内上部水室からケージ窓

り，中央では下降し，管壁で上昇している．ただ，を通り下部水室へ流れ，下部水室に留まり循環する

左右対称の渦というよりは，若干斜めに傾いている．

ものと，そのまま直接下流へ流れ出るものとに分か

弁下流 2D，4Dと進むに従い対称性は悪くなり，弁れる．流速は玉形弁内のケージ窓から下部水室へ抜

下流 7Dになると単一の旋回流となっている．ここ

ける箇所や，弁出口の流路下部で高い値となっていで示している時間平均場はサンプル時間 100 タイム

る．弁出口の流路下部（図 14 中の赤丸内）での高流

ステップ分のものであるが，さらに計算を進めて時速は，図 11 に示すように LDV 計測でも確認されて間平均処理すれば，より渦の対称性が明確に現れる

図 14

非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による時間平均流速分布，流れ方向-鉛直方向断面

Time-averaged velocity

図 15

[m/s]

非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による時間平均場の管断面流線分布

98

5.2

と考えられる．

5.

考察

流路下部で流速が高くなる理由

LDV による計測結果および数値計算結果では，弁下流直後の流路下部で流速が高くなる領域（図 14 中

5.1 弁下流における双子の渦を持つ旋回
流の赤丸内）が存在していた．この領域が高流速となった理由として，流路下部は弁出口の端部であるため，凸面形状により流れが加速されたということが図 13 で示したように，LDV 計測および数値計算
による弁下流の鉛直方向成分の流速分布は，管中心考えられる．しかし，流れ場を詳細に検討すると，別の要因がより強く影響することがわかる．

付近で下方へ向かい壁側で上昇していた．図 15 の管非定常 RANS 計算による時間平均流れ場の計算結

断面流線分布と合わせて考えると，図 13 のような流果（図 14）によると，玉形弁内上部水室からケージ

速分布は弁下流で発生する双子の渦を持つ旋回流に窓を通過した流れは，下部水室内で循環するか，もよって生じることがわかる．このように，玉形弁下

しくは循環せずそのまま流出するかのいずれかに別流ではエルボ流れで見られるような双子の渦を持つ

れる．流速はケージ窓を通過し下部水室へ向かう際

旋回流(21)(22)が存在している．LDV 計測結果によるに流路減少のため増加しており，循環せずそのままと，旋回流は時間平均的にはほぼ左右対称に分布し流出する流れも高い流速を保つ．図 16 の時間平均場ており，下流に進むに従い速度が低下し，弁下流 7の流線分布を見ると，高流速の流れ場が循環せずにDでほぼ消失している．一般に，円管で旋回流が発流出している様子がより明確にわかる．直接流出す

生する場合，流れ方向流速分布は旋回中心に近付くる流れは，弁下流へ流出する際に弁出口の端部に当につれ減少し，極小値を持つことが知られている

たってから下流へ流出している．このように，高流(23)．玉形弁下流の場合旋回中心は 2 か所にあるが，速な流れが直接流路下部へ流れ込んでいることが，

図 7 の水平半径方向線上の流速分布からもわかるよ流路下部流速が高くなる主な要因と考えられる．

うに，弁下流 1Dでy＝± 10mm 付近に流速の極小値

図 17 は非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による瞬がわずかに現れており，旋回流の影響によるものと時の圧力分布である．値は 200 タイムステップ後の考えられる．

ものである．弁の下部水室の壁面近傍で圧力が高い領域が存在している．図 16 と合わせて考えると，圧力の高い領域は上部水室から下部水室へ向かう流れ

Time-averaged velocity

図 16

非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による時間平均場の流線

[m/s]

99

Absolute pressure

図 17

[Pa]

非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による瞬時の絶対圧力分布，200 タイムステップ後，流出境界を大気圧 1atmとしている．

が衝突している部分であり，この領域で流れがよど

ルズ方程式が表す流れ場は時間平均化された流れ場

み，圧力が高くなっている．上部水室から下部水室と一致する．

へ向かう流れは圧力の高いよどみ領域を避け，下部

標準 k−ε モデルにせよ，BSL-RSM のようなレイ

水室内で循環するか，もしくは弁下流へ直接流出しノルズ応力方程式モデルにせよ，レイノルズ方程式ていくと考えられる．

に現れるレイノルズ応力 τ=−ρuu を渦粘性モデル用いるか，直接 τ=−ρuu の輸送方程式を解くかで5.3 非定常 RANS 計算の妥当性

算出し，レイノルズ方程式を解いている．ここで改め て 式（1）の レ イ ノ ル ズ 方 程 式 を 眺 め た 場 合，本研究で用いた玉形弁の場合，定常 RANS 計算は

RANS 計算とは層流の場合よりもレイノルズ応力

LDV 計測値を再現しなかった．玉形弁下流の乱流場

τ=−ρuu の分だけ運動量の拡散が強い流れ場を計

は非等方性が非常に強いと考えられるので，標準算していることに他ならない．τ=−ρuu の強い拡

k−εモデルのように乱れの一様等方性を仮定した乱散効果により変動が抑えられることで，時間平均解流モデルでは，再現性が低いことは想定できる．しが算出される．時間平均場に比べ，流れ場の構造にかし，非等方性をある程度考慮できる BSL-RSM で由来する変動があまり大きくなければ，変動は平滑も定常計算結果は計測値を再現していない．

化され，得られる定常解が時間平均値と一致する．

ここで，基本に立ち返り考えると，RANS 計算

しかし，本研究で取扱った玉形弁のように，強い変は，ナヴィエ・ストークス方程式にアンサンブル平動が生じる流れ場では，レイノルズ応力の拡散効果

均を施すことにより得られる式（1）で表わされるレによって変動を抑えることができない．よって 4.2

イノルズ方程式を基礎方程式としている．

節で示したように，定常 RANS 計算では玉形弁の流∂ U∂ρU ∂ρU  U
∂p
∂
+
=−
+μ
−
ρu u∂t∂x
∂x ∂x ∂x
∂x

れ場を再現することはできなかったと考えられる．
(1)

ここで，ρは密度，U は平均流速，p は平均圧力である．もし流れ場が準定常状態であれば，レイノ

そして，非定常計算であるかのように，計算の反復
回数ごとに流れ場は変動していた．このように流れ場はレイノルズ応力により拡散的になりながらも，計算反復回数ごとに変動する計算解となる．

100

本研究では非定常 RANS 計算を行っているが，あであるとしている．

くまで時間平均値を算出する手段として行っており，本研究においても，非定常 RANS 計算により得ら瞬時の流れ場の評価は考えていない．時間平均的なれたアンサンブル平均化された流れ場が，実際の瞬解を算出するはずの定常 RANS 計算結果が変動して時の流れ場を良好に再現していたため，時間平均値いるので，定常 RANS 計算を多数回行い平均処理のも LDV 計測値を再現したとも考えられるが，現在

サンプル数を増やす，これと同等のことを非定常のところ瞬時の流れ場について計算結果の妥当性をRANS 計算の時間平均処理により行う，というのが評価する実験データがないため，詳細は不明である．

本研究での基本的な考え方である．

以上，本研究では非定常 RANS 計算の時間平均処

一般に，非定常現象の数値シミュレーションでは，理を行なうことで，LDV 計測値に良好に一致する計

RANS で は な く ラ ー ジ エ デ ィ シ ミ ュ レ ー シ ョ ン

算解を得た．非定常 RANS 計算の是非に関しては議（LES）で行なうことが望ましいとされる．そもそ論があるが，本研究ではあくまで，定常 RANS 計算

も，非定常 RANS 計算を行なうということは，時間で は 変 動 す る 計 算 解 と な る 流 れ 場 に 対 し，定 常平均化された流れ場の時間挙動を追跡するというこ

RANS 計算を多数回行い平均処理のサンプル数を増とであり，幾分矛盾を含んだ数値計算を行うことにやす目的で非定常 RANS 計算を用いている．

なる．また，梶島はレイノルズ平均の時空間スケー
ルの曖昧性を指摘しており(24)，噴流等に現れる組織的な渦と乱流変動の区分が明らかでないため，非定

5.4

流れ場の非定常性と玉形弁の影響範囲常計算を行なった場合，組織的な渦がレイノルズ平
均の非定常性として現れるのか，変動成分とみなさ

本研究では時間平均場のみに注目して，計測およれ定常解になるのかは一概にわからないと述べていび数値シミュレーションを行った．しかし，玉形弁る．しかし，LES は計算コストの面で不可能な場合

下流は変動が強く非定常的な流れ場であるので，旋が多く，実用的には非定常 RANS 計算が多く用いら

回流のような影響が継続する範囲を評価する場合，れ，過渡現象，もしくは非定常現象を良好に再現す

時間平均場の評価だけでは不十分である．本研究でることもできている (25)(26)．児玉らは非定常乱流場行なった非定常 RANS 計算により，瞬時の流れ場のに対する非定常 RANS 計算の適用可能性について検定性的な挙動はある程度把握できると考えられるた討しており(27)，RANS モデルによる乱流拡散が，現め，ここで非定常場について述べる．

象の支配的要因である対流効果（周期的に放出され図 18 は非定常 RANS 計算により得られた瞬時にる渦など）を覆い隠さない限り，妥当な予測が可能

おける旋回流の様子である．瞬時の流れ場では，図Velocity

図 18

[m/s]

非定常 RANS 計算（BSL-RSM）による瞬時（200 タイムステップ後）の流れ場，管断面の様子

101

15 の時間平均場に比べ，旋回流の速さが局所的に速算による時間平均的な評価方法に比べて，弁の影響い部分が存在している．また，弁下流 10D でも双子

範囲をより適切に考慮できると考えられる．

の旋回流が継続している．管断面内における双子の渦の配置角度は下流に進むに従い変化しおり，旋回

6.

結論

中心そのものが回転するような計算結果となった．
このように，瞬時でみると時間平均場で評価するより旋回流がより下流まで継続している．

本論文では，FAC が発生しうる配管部位として玉形弁を取り上げ，玉形弁下流の流れ場の様子を明ら

図 19 は LDV 計測により得られた流れ方向成分のかにするために LDV 計測を行なった．また，数値

乱れ強度分布である．弁上流 2D では乱れは壁面近シミュレーションを行い，流れ場を再現できる方法

傍で一番強く，離れるに従い減少するような分布にについて検討を行なった．その結果以下のような知なっている．弁下流では，乱れた流れ場が下流に進見が得られた．

むに従い徐々に減衰していっている．しかし，弁下・LDV 計測から，流れ方向成分流速分布は管中心で流 10D に到っても，上流の値までは乱れが減衰して遅く，管壁付近で速くなるような分布になっていいない．つまり，弁下流 10D 程度までは弁による変た．特に，弁下流の流路下部で，流れが加速され動がある程度継続していることがわかる．

ていることが明らかになった．

以上のように，瞬時の流れ場は時間平均場とは異・鉛直方向成分の流速分布から，弁下流では双子のなっていることが示唆される．また，弁による変動

渦を持つような旋回流が発生していることが明らの影響範囲を時間平均場の情報から評価すると，過かになった．流れ方向成分流速分布に見られた，小評価する可能性がある．このことは，弁だけでは管中心付近でへこみ管壁付近で盛り上がるようななく他の配管要素にも当てはまることであり，実際

分布は，旋回流発生のためと考えられる．

のプラント配管を対象とした流れ場の評価を行なう

・流速分布における管中心でのへこみ，管壁付近で際に考慮すべき点である．実際のプラント配管はの盛り上がり，旋回流は，弁下流に行くほど減衰

様々な配管要素の組合わせで構成されており，あるしていた．

配管要素の流れ場は上流側配管要素の変動により影・非定常 RANS 計算を行い，時間平均処理すること響される．よって，本研究で提案した非定常 RANS

により，時間平均流れ場を精度よく再現すること

計算の時間平均処理方法を用いれば，定常 RANS 計ができた．特に流れ方向成分の流速分布は定量的

図 19

流れ方向成分の乱れ強度分布，鉛直方向線上

102に再現可能である．

（2008）

・弁内部の流れ場の計算結果から，弁下流の流路下(10) 長屋行則，歌野原陽一，中村晶，村瀬道雄，オ

部で流れが加速される原因は，玉形弁内上部水室

リフィス下流における流れ加速型腐食の評価から下部水室へ流入する際に加速された流れが，（1.

弁出口流路下部へ直接流れ込むことが原因である

13 回 動 力・エ ネ ル ギ ー 技 術 シ ン ポ ジ ウ ム，と考えられる．

A109，（2008）

腐食速度の測定と流れ場の影響評価），第・非定常 RANS 計算の時間平均処理は，実機発電所(11) Utanohara, Y., Nakamura, A, RANS Predic-の配管内流れのように，複雑流路を持つ流れ場のtion of Orifice Flow and Comparison with

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