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熱疲労評価手法のシステム化Ⅰ― 閉塞分岐配管の熱成層問題への適用 ―An approach for integrated evaluation method of thermal fatigue I-Application to thermal stratification of a closed branch pipe大厩

徹 (Toru Oumaya)＊1

中村

晶 (Akira Nakamura)＊1

竹中

信幸 (Nobuyuki Takenaka)＊2

要約 原子力発電所の配管における合流・分岐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. 熱疲労が懸念される部位の健全性を評価するため, 流動解析及びモックアップ試験結果を用いて熱荷重を見積もることが重要である. 本研究では熱荷重を求めるために, モックアップ試験結果と構造解析を統合した熱疲労評価手法 IMAT-Fを開発した. 本報告ではこの評価手法を, 閉塞分岐管の曲がり部における熱成層現象を再現した実験に対して適用した. 閉塞分岐管の曲がり部の内壁面に面状に 30 点ほど熱電対を取り付けて,熱成層が生じた際の温度分布及び変動を測定した. そして, この測定結果を用いて IMAT-F により, 最大の温度変動が生じる位置における熱応力変動幅を求めた. その結果, 熱成層の界面よりも下側のエルボ外側管壁にて最大の温度変動と熱応力変動が生じることが明らかになった.
キーワード

熱疲労, 熱応力, 分岐配管, 曲がり管, 熱成層, 温度変動

Abstract

Mixing tees and branch pipes are common piping elementｓ in a nuclear power

plant. Some of them may combine water that has large temperature difference. This phenomenon
could be the potential cause of thermal fatigue crack. To evaluate structural integrity of these piping
elements, it is important to asses the thermal load against them. In this study, an integrated
evaluation method named IMAT-F was developed to calculate the thermal load through a mock-up
experiment. Then, it was applied to the thermal stress evaluation caused by swaying of the thermallystratified layer at a bent pipe. Temperature distribution and fluctuations were measured using
approximately 30 thermo couples installed at the pipe's inner wall. Using the newly developed IMATF, thermal stress fluctuations at the point of largest temperature difference was calculated. The
largest temperature fluctuations and thermal stress fluctuations were located at the area slightly
below the thermally stratified layer.
Keywords

Key Words: thermal fatigue, thermal stress, branch pipe, bent pipe, thermal
stratification, temperature fluctuation

1. はじめに体がプラントの運転状態の変化などにより熱過渡を受けて生じる熱応力の変動についてのみ発電用原子

種々のプラントの配管における合流・分岐部では,力プラントの構造に関する技術基準(5)などの規定に基

温度差のある流体が混合する場合がある. 温度条件

づいて構造評価を行ない, 熱疲労の発生を防止してはプラントの要求から定まるため, このような部位きた. しかし実際の漏洩事例(1)(2)では, 系統全体の平での温度変動を無くすことは困難である. 温度変動

均的な流動状態とは異なった局所的流況が生じ, そが配管に伝達されて応力変動となって生じる疲労をれが設計段階では予測できなかったことがき裂発生

熱疲労と呼ぶ. 1999 年に生じた日本原子力発電(株)の要因であった.

敦賀 2 号機の再生熱交換器連絡配管からの漏洩事象(1)

日本機械学会ではこのような局所的な流況によっは, この熱疲労が損傷の原因であった . 米仏を始めて生じる熱応力による構造物への影響評価を確立するた

世界的に熱疲労によるトラブルは報告(2)(3)されており,

め, ｢配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針｣ (6)を策(4)

研究が進められている . 従来, 設計段階では系統全＊1＊2(株) 原子力安全システム研究所
神戸大学 工学部 機械工学科

技術システム研究所

定した. 指針は, 水を内包する配管の高低温水の合91

流・混合, 閉塞分岐配管の熱成層により生じる熱的

2. 熱疲労評価のシステム化の検討

負荷を評価するものである. 構造物の疲労強度がこの熱負荷 (熱荷重) に対して十分な強度を持ってい本研究では熱疲労評価を一貫して行える統合評価シス

れば損傷は生じない. そのため指針では, 熱応力のテム IMAT-F (Integrated Methodology of Assessment

変動が疲労限以下であることを示す評価方法を数段

for Thermal-Fatigue) の検討を行なった. IMAT-F での階のステップに分けて, 流況のパターン別に指針中

各評価ステップの連携の概念を図 2-1 に示す. IMAT-の図表を読み取ることで比較的容易に最大の熱応力

F では, 流動解析や熱応力の算出の際には多数の評価の変動が評価でき, 合否の判定が行えるようになっ

実績を有する汎用コードを用いることにした.
本システムの特徴は, データ変換や補間といったている.
指針の評価フローにおいては, 最終的な評価ステッ

処理を自動化して流体解析コードの演算結果と構造プとして, 妥当性が示せれば詳細評価の実施を認め

解析コードの入力データ作成処理を統合したことと,(6)ている . この詳細評価は例えば, モックアップ試験

最大応力振幅や疲労累積損傷係数 (Usage Factor:以下

あるいは流動解析により実機の熱負荷を再現し, そUF とする) を全点について算出してその最大値発生

れを元に構造評価を行なった結果が疲労限以下であ位置を自動的に探索可能としたことである. これらること示すことが考えられる. 本研究ではこの詳細の処理を 1 つのシステムとして統合したことにより,評価を行う手法として, 軽水炉の配管系の熱疲労評

複数の解析ケースのパラメータサーベイが行ないや価に活用することを目的に後述の統合評価システム

すくなった. また応力評価や疲労評価では, 解析者の開発を行なった. データ連携の部分の自動化及びが着目した部位のみについて各点ごとに手作業で応最大値発生位置の探索の自動化を図ったこの評価シ

力振幅, UF 等を算出するのに比べて, 予期しない部

ステムでは, 評価部位の全点について最大応力振幅位での発生点の見落としが防げるようになった. こ

や疲労累積損傷係数を算出してその最大値発生位置のような評価の際の重要な判定値は, 等高線図など

及び時点を知ることができる.

の目視によって最大値の発生位置を確認することが本報告ではこの統合評価システムを用いて, モッ
クアップ試験結果による温度測定結果の時間空間補できないため, 本システムを活用することでより正確な評価が可能になると考える.

間から構造評価を行ない, 熱応力の発生原因の検討を行なった. 対象としたモックアップ試験の内容は,
熱疲労現象の詳細解明のため取り組んできた閉塞分
岐配管の曲がり部に生じる温度変動である. この閉
塞分岐配管に生じる熱疲労現象は過去に米国で研究されてきた(4). 当初は分岐部に生じる流れが乱れを輸送するという乱流貫入 (7)(8) (turbulence penetration)と呼ばれ, Kim ら(8)は閉塞分岐配管内の流速を測定し,乱れ速度で定義したレイノルズ数と侵入深さの関係を求めた. 近年はキャビティーフローが特有の旋回
渦を形成することから, 渦貫入(9) (vortex penetration,

図 2-1

IMAT-F システムの概要

swirl penetration) と呼ばれている. 筆者らもこれまで閉塞分岐配管の曲がり部に生じる温度変動現象のメカニズム解明を目的に研究を行なってきた(10) 〜(15)2.1

システムの基本構想.

この閉塞分岐配管の曲がり部の温度変動について前章で述べたように熱疲労評価は, 配管系におけはこれまで内壁面の温度分布を詳細に測定した例はる対象部位の局所的な流況を考慮した評価方法であない. そこで本報告では閉塞分岐配管の曲がり部のることが重要である. 対象部位の流況を詳細に把握

内壁面におよそ 30 点のシース型熱電対を面状に取りする方法としては流動解析を用いる方法とモックアッ

付けて温度変動を測定した. そして後述の評価シス

プ試験を用いる方法の 2 通りがある.

テムを適用して, 最大の熱応力の変動とその発生部

流動解析には配管内壁面の温度変動が網羅的に把握位を調べた.

でき, 実機条件の模擬も容易であるという利点があ92

る. 一方, その妥当性については対象とする流況毎

点以外の領域についてもなんらかの内外挿補間によにモックアップ試験によって確認しておく必要があり温度分布を与える必要がある. そのため②のフロー

る.

の適用にあたっては温度分布の補間手法の妥当性と,モックアップ試験ではその実験体系における配管もし実機条件と同じ圧力・温度で実施していない場の内壁面の温度履歴が熱電対を適切に配置すること

合にはそれへの外挿が適切かどうかが課題となる.

で正確に得られる. 一方, 実機条件への外挿や壁面

最後の③の解析手法(乱流モデル等)を用いたケースの温度測定箇所が限定的になってしまい面状の分布は, 流動解析において配管部分も同時にモデル化しの把握が難しいという問題がある.

て内壁近傍の流動挙動と流体から配管への熱伝達をそのため流況を反映した熱応力の評価においては同時に解くという流体−構造熱連成解析である. こ

流動解析結果を用いる方法とモックアップ試験結果の場合, 課題となるのは流動解析結果が実機条件をを用いる方法の両方を活用できるようにすることに正確に模擬できていることを確認することである.

よってそれぞれの方法の欠点を相互補完できる. よっ

また非定常の流動解析は極めて長時間を要するため,て, 本システムでは流動解析結果からもモックアッ

モデルをどの程度簡略化するか及び解析する時間区

プ試験結果からも熱応力の評価を行えるようにした.

間をどのくらいの長さにするのかも, 現実的な熱疲

モックアップ試験を用いた場合と流動解析結果を労評価のためには重要な課題である.

用いた場合における熱疲労の評価フローの一例を図2.1-1 に示す. 図中の①の実験手法 (計測手法・可視化手法)を用いたケースは, モックアップ試験で流体
温度の変動を計測した場合である. この場合, その結果を用いて熱応力の評価を行なうためには流体と配管の内壁面の熱伝達率を適切に設定する必要がある. このとき問題となるのはその熱伝達率をいかなる 式 を 用 い て 求 め る か と い う 点 で あ る . DittusBoelter の式(16)は, 円管内における定常の乱流に対しては比較的よく一致することから設計時の配管の伝熱評価などでは一般的に広く用いられている. しかしここで対象とするような局所的な流動挙動による温度変動に対して同式を適用することが必ずしも適切とは限らない. このような問題に対しては非定常
図 2.1-1

熱伝達率を適用すべきであるが, これを厳密に求め

熱疲労評価フローるためにはモックアップ試験体を用いた流動実験にて配管内壁面と壁面近傍の流体温度を用いてその部位の流体から配管への熱流束を得る必要がある. そ2.2

モックアップ試験結果を用いた熱応力の具体的な評価手順のため①のフローを実際に適用できるケースは熱伝
達率が既存の知見などから推定できる流況の問題に限られる.
②の実験手法(計測手法)を用いたケースは, モック
アップ試験にて配管内壁の温度変動を計測した場合

モックアップ試験結果を構造解析用 FEM に用いる
上では, 温度測定データの補間が欠かせない. 補間
した結果得られる近似式としては 1 次式, 多項式,
周期関数などが考えられる.

である. この場合その結果を用いて熱応力の評価を補間に 1 次式を用いた場合には, 温度測定点が少行なうために, 配管内壁面の温度変動が生じているない場合に温度勾配が過度に緩くなるケースや, 温

部位を適切に測定点として選定し, かつ面状の温度

度変化の極値近傍で過度に急峻な分布となることが分布が得られるだけの適切な点数のデータを取得す考えられる (図 2.2-1 参照). 実際の配管の内面においる必要がある. また①のケースと同様, モックアッては, 温度分布は周方向に滑らかな分布となるはず

プ試験により得られる限定的な温度測定結果を構造であり, 周方向には連続した温度分布 (0°の点におい解析用の FEM モデルの入力荷重とするために, 測定て値と傾きが一致) となるはずである.

93

この条件を満たすために, 管の周方向については周期関数を用いることとした. 軸方向については,
任意に補間領域を分割してそれぞれの領域に対して別の近似式を用いることが可能なことから 1 次式で近似することとした.

図 2.2-1

1 次式と曲線式を用いた場合の補間の違い

図 2.2-2

Marquardt 法を用いた近似式決定フロー

式 (１) に基づく補間式を適用して汎用構造解析コー

以上より, 仮定した近似式は,

ド ABAQUS(19) 用の入力データを作成する具体的なフ(１)

ローを図 2.2-3 に示す. 本フローに基づいた処理を自動的に行なうプログラムを本研究で提案する IMAT-Fとなる. ここで T：温度, a〜j：係数, X：周方向
角度, Y：軸方向位置である. ただし, 周方向の分布の機能の一部として作成した. 図 2.2-4 にその実行画面を示す.

に周期関数を用いることが適切でない流況の場合には新たな近似式を定義する必要がある.
また, 近似式の決定手法としては 3 点補間, スプ
ライン補間, 最小二乗近似補間など各種の方法がある. ここでは, 一般的に 1 次式の補間に用いられる
最小二乗近似補間を採用した. 式 (１) のような非線形の近似式を, 最小二乗法を用いて決定するのに有効な方法として Marquardt 法を用いた手法(17)(18)がある.
その決定方法を図 2.2-2 のフローに示す. この方法は比較的単純なアルゴリズムで安定しており収束が早いことが特徴である.

図 2.2-3 補間結果を用いた構造解析用入力ファイルの
作成手順

94

図 2.2-42.3

実測温度データ補間機能の実行画面

流動解析結果を用いた熱応力の具体的な評価手順図 2.3-2 流動解析モデルのデータを構造解析モデルに変換する際の問題点

図 2.1-1 に示すデータ変換・空間補間では, 流動解析結果を構造解析用 FEM の入力条件とするために,
流動解析モデルにおける配管部分の温度分布を構造解析用の入力モデルへ変換する必要がある. その際の手順を図示すると図 2.3-1 のようになる. 一般に流動解析モデルは構造解析用の入力モデルよりも各要
素 (格子) が細かい. そのため内壁面の温度データの変換にあたっては, 流動解析モデルにおける配管にある各節点 (格子点) での温度分布を, それが配管部分にあると判定した上で構造解析用の入力モデルに変換する必要がある (図 2.3-2 参照) . 構造解析における表面節点座標を流体解析における構造表面に移動する機能及び構造解析モデルにおける任意座標にお図 2.3-3 データ転送機能の実行画面

ける温度を流動解析結果から補間する機能について検討を行ない, それらの処理を自動的に行なえるようプログラム化を行なった. 図 2.3-3 に IMAT-F におけるデータ変換機能の実行画面を示す.

3. 熱成層現象により曲がり管に生じる温度変動の測定3.1

曲がり管に生じる熱成層現象

閉塞分岐配管の曲がり部においては, 高温水と低温水が熱成層を形成し, その成層界面が上下に周期的に変動することによって管内壁に熱応力の周期的な変動を生じる (10) 〜(15) . その現象によって生じる熱応力を算出するため配管内壁面の温度変動を測定した.
図 2.3-1 流動解析モデルのデータを構造解析モデルに変換する際の手順95

3.2

配管内壁温度分布の測定方法

流体温度も同時に測定した. 実験では, 主管流速が6〜12 m/s の場合について 1 m/s ずつ流速を増加させ分岐管の曲がり部の流動挙動によって配管内壁面て管壁及び流体の温度分布を測定した.

に生じる温度変動を, 内壁面に熱電対を多数面状に取り付けることによって測定した. 図 3.2-1 に本測定

3.3

測定結果

の際に使用した神戸大学の実験ループの概要を示す.
作動流体には脱気した水を用い, ポンプ入熱による

図 3.3-1 に, 図 3.2-2 に示す熱電対位置 7〜10 番に

流体温度の上昇を冷却水の流量調節によって制御した.

おける主管流速が 8 m/s と 11 m/s の場合の液温と壁温

温度測定に使用した配管はSUS 316 ステンレス鋼製の時刻歴変化を示す. 同図中の縦軸の温度変動 Tn はで外径が 60.5 mm, 肉厚が 8.7 mm で曲率半径 125 mm

次式の冷間曲げ加工管である. 管の外面には綿を巻いて(２)断熱した. 図 3.2-2 に配管内壁面に取り付けた熱電対の配置図を示す. 厚さ 1 mm のシースに覆われた 0.2[ T : 測定温度, Tc : 滞留部温度, Th : 主管温度 ]mm 径の K 型熱電対を 34 点, シース先端が管内壁面で定義される無次元温度である. 同図からわかるよとそろうように管壁の貫通穴に挿入し, 管外面から

うに熱成層界面近傍で流体温度の著しい変動が生じはんだを流し込んで固定した. また同図中に示したていることがわかる. いずれの主管流速においても,

位置 (測定点 6〜10) に 0.1 mm 径のシースのない K 型

熱成層界面の近傍の液温の変動に比べて, 壁温の変熱電対を壁面から 2 mm 浮かせた位置に 5 点設置し,動ははるかに緩やかである. また傾斜角が 50 度以上になると, 壁温の平均温度が液温よりも高くなっている. このことは液部の熱成層界面の下側にまで界面の上側の熱が管壁を伝わったことを示している.
ステンレスの熱伝導率が水よりも高いために, 熱は管壁をよく伝わったためと考えられる.
図 3.3-2 に主管流速が 6〜12 m/s のときの図 3.2-2に示した壁面温度の全測定点の標準偏差の分布を示す. 同図において縦軸は曲がり部の傾斜角度 (水平を0°とする) , 横軸は管の周方向の角度 (曲がり部背側を 0°とする) である. 標準偏差 σ は, 温度測定期間のうち定常状態に達したと考えられる t ＝3000 から
3600 [s] までについて次式により算出した.

図 3.2-1

実験ループの概要

σ =2
1
Σ Tn ( s ) − Tn
n

(３)

―
このとき Tn :各時点における無次元化温度, Tn :算
出区間の平均温度 n : 測定点の数である.
図 3.3-2 から, 主管流速が 6〜9 m/s のときの管内壁面の温度変動幅は 10〜12 m/s の場合よりも小さく,変動が生じている部位の面積も狭いことがわかる.
とまた主管流速が 11 m/s の場合の, 傾斜角度が 50°55°の測定結果を比較すると, 図 3.3-1 より液温の変動の様子が 55°
位置では低温側に高温の水がときおり流入することで間欠的な温度上昇が見られ, 50°
位置ではその逆となっている. このことから, 熱成層界
面は 50°と 55°の間にあることがわかる. さらに壁温の変動は 55°
位置のほうが若干大きいことがわかる.
図 3.2-2

配管内壁面温度測定用熱電対設置位置

一方, 図 3.3-2 より同流速の管内壁面の温度変動は管96

主管流速：8 m/s

主管流速：11 m/s

図 3.3-1 主管流速が 8 及び 11 m/s のときの液温及び壁温の変動

背側において 55°〜60°の範囲で最も大きな変動が生じていることがわかる. このことから管壁の温度変動が最も大きくなる点は熱成層界面よりも若干下側にあることが今回の測定で明らかになった.

4. 温度測定結果を用いた熱応力の評価
前章で得られた温度測定結果のうち主管流速が 11
m/s のときの温度測定結果を用いて, 温度変動により生じる熱応力の変動を評価した. この主管流速では,曲がり部全域に渡って温度変動が見られ (図 3.3-2 参照) , かつ大きな変動が生じている部位が広いことから, 熱応力の変動が最も大きくなると判断した.

4.1

構造解析における荷重条件及び境界条件

各測定点における温度変動によって生じる熱応力の変動を, 構造解析用 FEM にて評価する. 熱応力の算出には汎用構造解析コード ABAQUS (19) を用いた.
20 節点の 3 次元ソリッド要素 (DC 3 D 20[熱伝導解析]と C 3 D 20[応力解析]) を用いて, 主管から分岐した曲
がり部を, 周方向が対称となるように 1/2 の範囲で,
22,528 個の要素と 109,147 個の節点を有する入力モデ
ルを作成した. 図 4.1-1 に構造解析モデルの概要と解析に際して与えた境界条件を示す.
図 3.3-2 曲がり部の温度変動の標準偏差分布(t ＝3000 から 3600[s]間について算出)

97

図 4.1-2 空間補間領域区分図

図 4.1-1 解析モデルの概要及び境界条件

また管内壁面に与える実測温度分布の空間補間に

4.2

解析結果及び検討

使用した領域区分を図 4.1-2 に示す. 同図中の温度変動領域 1〜3 についてそれぞれ (１) 式に基づく補間式

図 4.2-1 (１) に測定開始時, 100 秒後, 300 秒後及を作成し, 内挿補間を行なった. 図中に示す定常領

び 500 秒後の分岐管の温度分布, ミーゼス応力分布域では高温な主管の流れが常時浸入しており, その及び変形図を示す. また図 4.2-1 (２) に 1000 秒後,

管壁も主管の流体温度とほぼ同一となっていると考1500 秒後, 3000 秒後及び測定最終時点 (3655 秒後) のえられることから, 主管内の流体温度である 64.2 ℃

温度, 応力分布及び変形図を示す. 測定開始直後の一定とした. さらに低温滞留領域については, この

熱成層界面の降下に伴い, 水平部の冷水が加熱され領域で分岐管内の冷水が自然対流によって温められて水平部の温度が全体的に上昇している.

て温度が管内の上と下とで異なることから, 温度変管の変形図では, 初期には鉛直部のみが高温であっ

動領域 3 の下端の周方向温度分布をその下流側の全たため熱膨張による伸びは鉛直方向下向きにのみ発領域に渡って与えることにした.

生しているが, 水平部の温度上昇に伴い徐々に水平以上に示した熱荷重条件, 境界条件を与えて熱伝方向にも伸びが生じている. また測定開始直後に熱導解析と応力解析を行ない熱応力の変動を算出した.

成層界面が急激に下降して, 水平管の上部で急激な温度上昇が生じる. そのため, 管全体の変形は初期の 0〜500 秒間は顕著である. しかし, その後は水平
管下部の温度が緩やかに上昇するもののその影響による変形はほとんど見られなかった.
平均的な温度変動・分布により生じる応力は, 常
時一定に負荷されたままであり, 熱疲労き裂の要因となる変動応力ではない. そこで変動応力のうちその最大のものの大きさ及び, 温度が 1℃上昇した場合の単位変動応力の最大値を以降で把握する.

98

図 4.2-1(1)

測定区間前半の温度､ ミーゼス応力及び変形図

図 4.2-1(2)

測定区間後半の温度､ ミーゼス応力及び変形図

99

図 4.2-2 に, 主管流速が 11 m/s のときに最も大きな対応する節点番号は 99163 番であるが, 表 4.2-2 より温度変動が観測された測定点 No.10 (図 3.2-2 参照) のいずれの区間においてもその近傍で最大の応力変動

無次元化温度変動 Tn1 を示す. 応力評価時点として選が生じていることがわかる.

定した温度変動の極値も同時に示す. なお, 温度測定結果の無次元化にあたっては(２)式を用いて算出した. また, 各時点の温度 T 1 と各時点間の温度差

ΔT 1 は表 4.2-1 に示す通りである.
温度変動の極値どうしの差によってどの程度の応表 4.2-1 各応力評価時点における温度及びその前の時点との温度差

力変動が生じているか評価するために, 各応力評価
時点 A〜L において全点の応力分布からその前の時点の応力分布との差をとって等高線図に表示した (図4.2-3 参照). 同図の応力分布としては, 各時点間の各方向の応力成分の差を用いてミーゼス応力を算出した値 Δσmises の分布が表示されている. Δσmises の値
は, 時点 B-A のときが全区間中最大で, 約 6 MPa となる.
次に, 各区間における応力変動の最大値の, 温度差に対する比率 h Δσと, その発生位置を表 4.2-2 に示
す. h Δσの算出式は下式の通りである.
(４)[ Δσmises：時点間の最大の応力変動, ΔT：時点間の温度変動]
同表より, 温度が 1℃上昇した場合の単位変動応力の最大値は時点 H-G における 1.32 [MPa/℃] であることがわかった. 図 4.2-2 からもわかるように測定された温度変動を主管と滞留部の温度差で補正するとほぼ一定の振幅の無次元化温度変動が周期的に生じていることがわかる. このため, この変動による応力変動を評価する上では, ただ単に温度変動が最大の時点間を評価するのではなく単位温度上昇当たりの変動応力にも留意する必要がある.
また, 構造解析モデル上で, 温度測定点 No.10 に

図 4.2-3 応力評価時点間の各成分の差のミーゼス応力分布

図 4.2-2 温度測定点 No.10 と応力評価時点

100

表 4.2-2 各応力評価時点間の最大の単位変動応力(ミーゼス応力) とその発生位置

果を用いて熱応力の算出を行なうことは可能になったと言える. 一方, 今回熱応力の算出に適用したモックアップ試験方法自体については次の課題がある.
(１) 内表面から 1 mm の位置における温度測定結果を
内表面温度として扱ったが, 厳密に内表面における応力変動を得るためにはその結果を補正する必要がある. その内表面の応力変動を効率的に外挿する手法を検討する必要がある.

5. まとめ(２) 今回の実験条件では主流 65℃, 滞留部 10℃としたが, 主流と滞留部の温度の大きさ及び温度差

熱疲労に対する健全性を評価するために, 流動解が異なれば, 流体の物性が異なるため曲がり部

析及びモックアップ試験結果を用いて熱応力評価をの熱成層挙動が異なってくる可能性がある. そ行なう手法の両方を整備した. またこれらの手法にのため, その違いによる内壁面の温度変動へのおいては, データ連携の部分の自動化及び最大値発影響を検証する必要がある.

生位置の探索の自動化を図り, 統合評価システムとまた, 本システム自体の課題としては以下のして整備した. また検討した統合評価システムを,閉塞分岐配管曲がり部の熱成層現象によって生じる
温度変動による熱応力の評価に適用した. 得られた主な成果は下記の通りである.

改良項目がある.
(３) 応力変動による疲労評価だけではなく, 応力拡大係数の算出やき裂進展解析を行なえるようにシステムを拡張する必要がある.

(１) 流動解析及びモックアップ試験結果を用いて熱応力評価を行なう評価システムを開発し, 閉塞

謝辞

分岐管の曲がり部の熱成層問題に適用して熱応力の算出が行えることを確認した.

熱疲労評価手法のシステム化にあたっては熱応力(２) 閉塞分岐配管曲がり部の管壁の温度測定実験に算出に関するデータ連携の部分のプログラム化を中おいて, 主管流速が 11 m/s の場合, 流体の熱成

心にカワサキプラントシステムズ㈱の佐々木亨氏を

層界面は傾斜角度が 50°と 55°の間に見られたが,はじめ関係者の方々の協力をいただきました. ここ

配管内壁面の温度変動は傾斜角度が 55°
から 60°に謝意を表します.

の範囲で最も大きな変動が生じていた. このことから管壁の温度変動が最も大きくなる部位は

文献

熱成層界面よりも若干下側になることがわかった.
(３) 曲がり部の管壁の温度測定結果を用いて, 最も大きな温度変動が得られた位置における熱応力の変動を構造解析により求めた. その結果, 最大の応力変動は時点 B-A の最も温度変動が大きい区間で生じたが, 単位変動応力 hΔσの最大値は
時点 H-G の相対的に温度変動が小さい区間で生じた.

(１) 通商産業省資源エネルギー庁編, 平成 12 年度版
原子力発電所運転管理年報, 火力原子力発電技術協会, p.233 (2000) .
(２) 資源エネルギー庁, 高サイクル熱疲労に関する
技術基準運用ガイドライン (1999) .
(３) 奥田 恭令, 軽水炉の熱疲労による不具合事象の分析, INSS Journal, Vol.7, p.88 (2000) .
(４) IPSN / OECD-NEA / WANO, Experience with
Thermal Fatigue in LWR Piping Caused by
Mixing and Stratification (1998) .

6. 今後の課題(５) 日本機械学会, JSME S NC 1-2005 発電用原子力設備規格 設計・建設規格 (2005) .

これまでに述べた結果から, モックアップ試験結(６) 日本機械学会, JSME S 017 配管の高サイクル

101

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