INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

75

T
管に
突型
型逆
逆流
流現
現象
象の
の
T字
字配
配管
にお
おけ
ける
る衝
衝突
数
値シ
シミ
ミュ
ュレ
レー
ーシ
ショ
ョン
ン
数値
Numerical simulation of impinged penetration into T-junction branch lines
Numerical simulation of impinged penetration into T-junction branch lines＊1 *1, 三好＊1
歌野原陽一 (Yoichi Utanohara)(Koji Miyoshi)*1＊1, 釜谷……釜谷昌幸 昌幸（Masayuki…Kamaya）(Masayuki Kamaya)*1
歌野原陽一（Yoichi…Utanohara）……三好 弘二
弘二（Koji…Miyoshi）
歌野原 陽一 (Yoichi Utanohara)*1, 三好 弘二 (Koji Miyoshi)*1, 釜谷 昌幸 (Masayuki Kamaya)*1

要約
T字配管にて温度差のある流体が混合する場合，温度変動に伴う熱疲労が生じることがあ要
約
T字配管にて温度差のある流体が混合する場合，温度変動に伴う熱疲労が生じることがある．著者らはこれまでにT字配管における流れ場の可視化実験を実施し，主管と分岐管の運動量比
る．著者らはこれまでにT字配管における流れ場の可視化実験を実施し，主管と分岐管の運動量比に応じて主管流体が間欠的に分岐管内に逆流する現象を確認している．観察された流動様式は，に応じて主管流体が間欠的に分岐管内に逆流する現象を確認している．観察された流動様式は，逆流なし，巻き込み型逆流，衝突型逆流の3種類に分類される．本研究では可視化実験で観察され逆流なし，巻き込み型逆流，衝突型逆流の3種類に分類される．本研究では可視化実験で観察された衝突型逆流現象を数値計算で再現し，高温・高圧条件下での侵入深さの推定を行った．乱流モデた衝突型逆流現象を数値計算で再現し，高温・高圧条件下での侵入深さの推定を行った．
乱流モデ
ルにはラージエディシミュレーション（動的スマゴリンスキーモデル）を用いた．主管内径60mm，
ルにはラージエディシミュレーション（動的スマゴリンスキーモデル）を用いた．
主管内径60mm，
分岐管内径20mmである．主管・分岐管の流入流体をともに室温20℃とした等温条件では，分岐管
分岐管内径20mmである．主管・分岐管の流入流体をともに室温20℃とした等温条件では，分岐管への侵入深さの計算結果は実験結果と定量的に一致した．主管・分岐管の流体温度を等温320℃まへの侵入深さの計算結果は実験結果と定量的に一致した．主管・分岐管の流体温度を等温320℃まで上昇させると，等温20℃の場合より分岐管への侵入が深くなる計算結果となった．粘性係数ので上昇させると，等温20℃の場合より分岐管への侵入が深くなる計算結果となった．粘性係数の低下による壁面摩擦の低下が影響していると考えられる．実機条件を想定し，分岐管の流体温度低下による壁面摩擦の低下が影響していると考えられる．実機条件を想定し，分岐管の流体温度
を室温のまま主管流体の温度を上げ150℃の温度差を付けた場合，等温20℃の場合より約1.4倍侵入を室温のまま主管流体の温度を上げ150℃の温度差を付けた場合，等温20℃の場合より約1.4倍侵入が深くなった．温度差の増加に伴い，壁面摩擦の低下に加えて浮力が増加したことが影響していが深くなった．温度差の増加に伴い，壁面摩擦の低下に加えて浮力が増加したことが影響していると考えられる．
ると考えられる．
キ
ーワード
キーワード
キーワード

熱疲労，T字配管，分岐管逆流，数値シミュレーション…熱疲労，T 字配管，分岐管逆流，数値シミュレーション
熱疲労，T字配管，分岐管逆流，数値シミュレーション

Abstract Thermal fatigue cracks may be initiated at T-junction pipes where high- and low-temperature fluids
Abstract
fatiguecracksmay be initiatedat visualization
T-junction pipes
whereand low-temperature
flow in andThermal
mix. Theauthors
previously
conducted
studiesof highflow fields
in a T-junctionfluids
pipe.
flowa inresult,and mix.
Thefromauthors
studiesflow fields in dependinga T-junctiononpipe.
Asflows
the previously
main pipe conductedpenetratedvisualization
into the branchlineofintermittently
the
As a result,ratio
flows
from thepipe penetrated
into thebranchlinewereintermittently
dependingon themomentumbetweenmainmainand branchlines. Observed
flow
patterns
classified into
three patterns:
momentumratio entrained
between mainand branchlines. Observed
flow patterns
were classified
into threepatterns:noreverse flow,
penetrationand impinged
penetration.
In the present
study, numericalsimulations
noreverseflow,
penetrationand impinged
penetration.
In thestudy,depth
numerical
simulations
werecarriedout entrained
to reproduce
the impinged
penetrationand estimate
thepresent
penetration
for actual
power
were carriedout toreproduce
thesimulation
impinged penetrationand estimate theactual power
plant
conditions.
Thelarge eddy
(Dynamic Smagorinsky)
waspenetration
carried out.depth
Innerfordiameters
were
plant
conditions.
Theandlarge
simulation(Dynamic
Smagorinsky)
out. Inner
diameters
were
mm (main)
Db eddy= 20 mm(branch).
The simulation
results wasof thecarried
maximum
penetration
depth
for
Dm = 60mm (main)condition
and Db = 20mm (branch).
The simulationof the maximum
penetration depthforD
m = 60room
temperature(20°C)
were agreed
well with results
experimental
data quantitatively.
As inletroom
temperature
condition(20°C)
agreed wellexperimental
data quantitatively.
inlet
temperaturesof mainand branchlineswere
isothermallyrose withto 320°C,
the penetration
depth becameAs
deeper,temperaturesof maindecreased
and branchisothermallyrose to When
320°C,inlet
the temperature
penetration of
depth
because wall friction
withlines
the decreaseof viscosity.
mainbecameline wasdeeper,
raisedbecausewall friction
withdecreaseviscosity. When
inlet temperatureof mainwhichline wasraisedwhile maintaining
thedecreased
branch line
at the20°C
and theoftemperature
difference
was set to 150°C,
is similarwhile
maintaining
branch line
at 20°C andthe temperature
difference
was1.4settimes
to 150°C,
which
is similar
to actual
operating thecondition,
the maximum
penetration
depth became
about
as deep
as thatof thetoactual operating
condition, themaximum
penetration
depth became
1.4 astimes
deep asofthat
theisothermalroom temperature
condition
becauseof the buoyancy
effectabout
as wellthe asdecrease
theofwall
isothermal
friction. room temperature condition because of the buoyancy effect as well as the decrease of the wall
friction.
Keywords
Keywords

1.
1.

Thermal fatigue, T-junction, Penetration flow, Numerical simulation
Thermal fatigue, T-junction, Penetration flow, Numerical simulation

はじめに
はじめに

T字配管は原子力発電プラントや火力発電プラント
T字配管は原子力発電プラントや火力発電プラントにおいて一般的に用いられる配管要素である．T字配において一般的に用いられる配管要素である．T字配管にて高温水と低温水が混合する際，高サイクル熱疲
管にて高温水と低温水が混合する際，高サイクル熱疲
労が生じる可能性があることが知られている．例えば，
労が生じる可能性があることが知られている．例えば，1998年フランスCivaux発電所でのき裂発生に伴う冷1998年フランスCivaux発電所でのき裂発生に伴う冷*1（株）原子力安全システム研究所
技術システム研究所＊ 1 （株）…
原子力安全システム研究所
技術システム研究所*1（株）原子力安全システム研究所 技術システム研究所

却水漏洩事象 (1)や近年の米国の原子力発電所でのき却水漏洩事象 (1)や近年の米国の原子力発電所でのき裂発生事例(2)などはT字配管下流で発生している．
裂発生事例(2)などはT字配管下流で発生している．
日本機械学会では発電プラントでの熱疲労による
日本機械学会では発電プラントでの熱疲労による配管損傷を防止すべく，配管の高サイクル熱疲労に関
配管損傷を防止すべく，配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針(3)を発行している．この指針は実験デー(3)する評価指針 を発行している．この指針は実験デー
タベースに基づいて作成されており，高低温水合流に
タベースに基づいて作成されており，高低温水合流による温度差の低減効果を考慮した温度ゆらぎ幅や熱よる温度差の低減効果を考慮した温度ゆらぎ幅や熱INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

76

応力評価式を用いて熱疲労発生の可能性が判定される．

Cold flow

熱疲労のメカニズムの更なる理解と評価方法の高Weld line

度化のため，これまで数多くの研究が行われてきた．
例えば，OECD/NEAによるT字配管の流れ場および温度場に対する国際的なベンチマーク(4)(5)や，実機プラントと同様の高温条件で流体温度と配管壁面温度を

Hot flowCracklocation

計測したFATHER実験(6)，日本原子力研究開発機構によるT字配管を対象とした一連のWATLON実験(7)などである．そして，これらのT字配管に関する実験に対図1. 米国原子力発電所でみられた熱疲労亀裂箇所

し，数値流体計算による実験結果の再現方法を確立すべく，これまで様々な取り組みが実施されてきた．
従来のT字配管の熱疲労研究は，主に合流部下流の2.

観察された流動様式の概要

主管壁面の熱疲労を対象に行われてきた．しかし近年，
図1に示すように，合流部から分岐管上流部にも熱疲労によると思われるき裂が米国発電所で発見された(2)．熱疲労き裂発生の原因として考えられるものに，

T字配管における分岐管への逆流現象は可視化実験(16)により観察されており，図2のような流動様式に整理されている．

分岐管への逆流現象が挙げられる．このような逆流は

(1)

逆流無し

“Turbulent penetration”（乱流による侵入）と呼ばれ，(2)巻き込み型逆流（Entrained penetration）

これまでいくつかの研究が行われてきた(8)-(11)．既存の(3)

衝突型逆流（Impinged penetration）

Turbulent penetrationに関する研究では，分岐管上流側

上記(3)の流動様式はキャビティフローの一種で，こが弁で閉止されているかもしくは，弁リークが発生しれまでの文献では“turbulent penetration”として報告さ主管流量よりずっと低い分岐管流量が発生している

れている(8)-(11)．上記(2)および(3)の流動様式の名称は場合が想定されている．

それぞれ「巻き込み型逆流」，「衝突型逆流」として

著者らは，T字配管の熱疲労を対象とした研究を実験(12)(13)，数値計算(14)(15)の両面から行ってきたが，これいる．
図3は流動様式線図を示したもので，次式によってらは主に合流部下流を対象としたものだった．そこで，定義される主管流れの運動量Mmおよび分岐管流れの分岐管上流側での熱疲労の可能性を調べるために，分運動量Mbの比MRを用いて分類した．

岐管への逆流現象を可視化実験で観察した(16)．その結�R = �m /�b(1)

�b = 1/4π��b2 �b2(3)

果，主管と分岐管の運動量に応じて「巻き込み型逆流」と「衝突型逆流」の2つの逆流パターンがあることが明らかになった．しかし，実験は室温の水で行っており，高温による影響（浮力など）は検討されていない．
実験により明らかになった分岐管への逆流に関する知見を補足・拡張するには，数値計算の適用が望まし
い．数値計算に関しては，これまで巻き込み型逆流を対象に実施しており，流動場を定性的に再現できている(17)．本研究では，衝突型逆流を対象に数値計算を行い，可視化実験で観察された流動場の再現性について検討を行った．そして，実機を想定した高温条件での数値計算を行い，温度上昇による逆流現象への影響を
検討した．

(2)

2
�m = ��m �b �m

ここで，ρ は密度，UmとUbは主管および分岐管内の流速である．図3に示すように，逆流に関する流動様式は次の3通りに分類できた．
MR < 1.0:

逆流無し

1.0 < MR < 500:

巻き込み型逆流

500 < MR:

衝突型逆流

本研究では運動量比をMR > 500とし衝突型逆流の再現を行った．

INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

L(1) 逆流なし

77

L(2) 巻き込み型逆流(3) 衝突型逆流

図2. 分岐管への逆流の流動様式(16)はアクリル試験体を用いていることから，管壁内面をMomentum of flow in branch pipe Mb [kg m/s2]

1.0E+02断熱境界とした．

Mm/Mb= 1.0

図4(b)に計算メッシュを示す．メッシュは6面体メッ1.0E+01シュを用い，円管内面に沿うように作成した．また，合流部近傍や壁面近傍などにメッシュを寄せ，空間解

1.0E+00

像度を高くした．メッシュのセル数は約33万（329,616）
1.0E-01

セルである．また，壁面第１層のメッシュ厚さが壁面y+でほぼy+ < 5となることを確認している．

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E+00

表1に計算設定と境界条件を示す．計算にはANSYSPattern(1)Mm/Mb= 500

Pattern(2)Pattern(3)1.0E+01
1.0E+02
1.0E+03
Momentum of flow in main pipe Mm [kg m/s2]

FLUENT 2019 を用いた．水の物性値は温度依存とした．浮力はブシネスク近似で計算せず，密度に温度依存性を持たせることで考慮した．乱流はラージエディ
シミュレーション（LES）Dynamic Smagorinskyモデル
で考慮している．水温と流入速度をパラメータとして，

図3. 流動様式線図（主管運動量Mmおよび分岐管運動量Mbによる分類）(16)3.

数値シミュレーション
図4(a)に数値計算領域を示す．主管内径Dm = 60 mm，

分岐管内径Db = 20mmである．合流部から主管方向の上流，下流に5Dm，分岐管方向に15Dbの長さを確保した．座標系は主管流れ方向にx，分岐管の流れ逆流方向にzとした．また，主管と分岐管の管中心の交点を座標原点とした．重力が働く方向はz方向負方向である．本
研究では管内の流路だけを模擬し，配管金属は計算領域から除外した．本来，配管熱疲労は配管金属部で発生する現象なので，配管金属も計算対象とすることが望ましいが，本研究ではまずは可視化実験で観察された流れ場を再現することを目的とした．可視化実験で表2に示すような9ケースの計算を行った．いずれのケースもMR > 500であり，可視化実験(16)では衝突型逆流が観察された条件である．Case 1～5は主管および分岐管の流入速度を固定し，それぞれの温度をパラメータに等温条件，非等温条件でケース分けしている．流体
温度の絶対値の影響の加え，合流する流体の温度差の影響も調べた．Case 6～9は分岐管流入速度を増加させ，実機プラントで一般的な運動量比MR＝2500～6000程
度に低下させた場合である．また，温度による侵入深さの違いを比較検討するため，等温条件と実機温度に近い条件（高温側170℃，低温側20℃）の2通りを設定
した．時間刻みはΔt = 0.2 msとして，定常RANS収束解
を初期条件として計算を開始し，準定常となった3秒～13秒で統計量（時間平均値，RMS値）を取得した．
主管流体の侵入の有無を判断するため，等温条件の

INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-178

表1 数値計算条件

場合は主管流体と分岐管の流体を，同じ物性値を持つ成分の異なる流体として取り扱った．こうすることで，主管と分岐管で等温であっても，分岐管への主管流体の侵入深さを判断することができる．非等温の場合は，温度分布から分岐管への侵入深さを判断できるため，

ソフトウェアANSYS FLUENT 2019 R1

流体

水（物性値は温度依存）

乱流モデル

Large

eddy

simulation(Dynamic Smagorinsky)

このような取り扱いは行っていない．
流入境界

侵入深さを定量的に評価するために，図5に示すよ

速度

表2参照

速度変動

Vortex法

条件

うにモニターポイントを設置し，1タイムステップ（0.2 ms）ごとのz方向速度，主管流体濃度もしくは温出口境界条件度を記録した．モニターポイントは壁面から1 mm離圧 力 流 出 境 界 条 件(Pressure-outlet)

れた地点で，分岐管深さ方向9.75Db（195 mm）までの範囲で0.25Db（5 mm）ごとに40点，各断面内に±30°，壁面境界条件粘着条件，断熱±15°，0°の計200点設置した．侵入深さLは，主管流体

時間

時間刻み

0.2 msと分岐管流体が接する境界を起点とし，分岐管を遡る

初期条件

標準k-ε定常解方向を正とした．

統計量

3～13秒（10秒間）

表2 計算ケース

Case

温度

速度 (運動量)

圧力

MR

主管 Tm [℃]

分岐管 Tb [℃][MPa]

主管 Um [m/s] (Mm)

分岐管 Ub [m/s] (Mb)

1

20

20

0.1

10 (1.20E+02)

0.1 (3.14E-03)

38200

2

55

55

0.1

10 (1.18E+02)

0.1 (3.10E-03)

38200

3

320

320

15.4

10 (8.41E+01)

0.1 (2.20E-03)

38200

4

55

25

0.1

10 (1.18E+02)

0.1 (3.13E-03)

37800

5

320

20

15.4

10 (8.41E+01)

0.1 (3.15E-03)

26700

6

20

20

0.1

10 (1.20E+02)

0.256 (2.06E-02)

5830

7

20

20

0.1

10 (1.20E+02)

0.39 (4.77E-02)

2510

8

170

20

3

10 (1.08E+02)

0.256 (2.07E-02)

5220

9

170

20

3

10 (1.08E+02)

0.37 (4.29E-02)

2510

300 mm (5Dm)

300 mm (5Dm)

Flow direction

Db = 20 mm

Dm = 60 mm
Flow direction(a) 計算領域

300 mm (15Db)zx

Direction of gravity(b) 計算メッシュ
図4. 計算領域および計算メッシュ

INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

79

ぼ差支えないので，
ぼ差支えないので，
ここではともに主管流体の分布を
ここではともに主管流体の分布を表す指標として区別せず取り扱っている．
表す指標として区別せず取り扱っている．
主管流体濃
主管流体濃

1 mm1 mm

度はCase度はCase1では3.5D
1では3.5D
b程度の侵入となった．分岐管流速b程度の侵入となった．分岐管流速を増加させたCaseを増加させたCase
6，7では，侵入が浅くなった．分岐
6，7では，侵入が浅くなった．分岐管内の混合はCase
管内の混合はCase1のような分岐管断面内で比較的一1のような分岐管断面内で比較的一L様に主管流体が分布する状態とは異なり，Case
様に主管流体が分布する状態とは異なり，Case
6，7で 6，7でLは分岐管の主管流れ方向に向かって奥側の壁面近傍
は分岐管の主管流れ方向に向かって奥側の壁面近傍

195 mm
195 mmにのみ分布した．分岐管流速の増加に伴い，侵入したにのみ分布した．分岐管流速の増加に伴い，侵入した
主管流体が押し戻され混合が弱まったものと考えら
主管流体が押し戻され混合が弱まったものと考えられる． れる．
150℃の温度差を付けた場合，同じ運動量比のCase
150℃の温度差を付けた場合，同じ運動量比のCasex6とCase6とCase8を比較すると，
8を比較すると，Case 8の方が侵入は深い．
Case 8の方が侵入は深い．
Case Casex

7とCase7とCase
9でもCase9でもCase9の方が若干深く潜り込んでいる．
9の方が若干深く潜り込んでいる．
温度差増加により浮力の効果が加わり，温度差増加により浮力の効果が加わり，より侵入が深より侵入が深くなったと考えられる．
くなったと考えられる．

zz-30° -30°
-15°

-15°

+15°

+15°

x

x

+30° +30°yy

図5. 分岐管内のモニターポイント，壁面近傍200点
図5. 分岐管内のモニターポイント，壁面近傍200点(a) Case(a)1 Case 1

4.

計
4.算結計
果算結果

4.1 4.1
主管流
主体
管の
流濃
体度
の分
濃布
度，
分も布し
，く
もは
し温
く度
は温 度
分布 分布
図6にCase
図6にCase1および8における時刻3秒時における速1および8における時刻3秒時における速度ベクトル分布を示す．
度ベクトル分布を示す．
どちらの場合でも衝突型逆流
どちらの場合でも衝突型逆流による分岐管への主管流体の侵入が発生している．
による分岐管への主管流体の侵入が発生している．
侵
侵
入深さは時々刻々変動するが，運動量比M
入深さは時々刻々変動するが，運動量比M
Rの大きい
Rの大きい
Case 1の方がCase
Case 1の方がCase8の場合よりも深くなる．侵入深さ8の場合よりも深くなる．侵入深さを速度ベクトルの反転位置と定義した場合，時刻3秒を速度ベクトルの反転位置と定義した場合，時刻3秒= 2.0Dbである．
= 2.0Dbである．
時ではそれぞれおよそL時ではそれぞれおよそL= 3.5DbおよびL= 3.5DbおよびL(b) Case(b)8 Case 8

図7に時刻3秒時における主管流体の質量分率分布
図7に時刻3秒時における主管流体の質量分率分布

図6. 瞬時の速度ベクトル分布
図6. 瞬時の速度ベクトル分布（Case1，（Case1，6，7）もしくは温度分布6，7）もしくは温度分布（Case 8,（Case9）を示す．
8, 9）を示す．
質量分率と温度は異なる物理量であるが，質量分率と温度は異なる物理量であるが，
分岐管流体
分岐管流体
の温度は主管流体の侵入により上昇すると考えてほの温度は主管流体の侵入により上昇すると考えてほINSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

80

UUbb==0.1
0.1m/sm/s
Case
Case11

UUbb==0.256
0.256m/s
m/s

UUbb==0.37
0.37/ /0.39
0.39m/sm/s

Case
Case66

Case
Case77

Case
Case88

Case
Case99

等温
等温
TTmm=20℃=20℃
TTb=20℃
b=20℃

非等温
非等温
TTmm=170℃=170℃
TTb=20℃
b=20℃

図7.
図7. 主流質量分率分布（Case1,
主流質量分率分布（Case1,6,6,7）および温度分布（Case8,7）および温度分布（Case8,9）9）

この原因として，図10に示すように，温度の上昇ととこの原因として，図10に示すように，温度の上昇とと

4.2
4.2 主
主管
管流
流体
体の
の侵
侵入
入深
深さ
さ
モニターポイントにおけるz方向速度の履歴から，
モニターポイントにおけるz方向速度の履歴から，侵入深さを定量的に評価した．
侵入深さを定量的に評価した．
図8は3～13秒間での各図8は3～13秒間での各点での記録結果から，点での記録結果から，
逆流流速
逆流流速
（z方向負方向に向かう（z方向負方向に向かう
速度）
速度）の発生の有無をもって主管流体が侵入したと判の発生の有無をもって主管流体が侵入したと判定し，定し，最大侵入深さの周方向分布を示したものである．
最大侵入深さの周方向分布を示したものである．
どのCaseも0～30°の範囲では周方向角度に依存せず，
どのCaseも0～30°の範囲では周方向角度に依存せず，ほぼ同じ侵入深さとなっている．
ほぼ同じ侵入深さとなっている．
最も深く侵入したの最も深く侵入したの続いてCase
続いてCaseはCase
はCase5であり，5であり，
6D
6Dbの侵入深さとなった．
bの侵入深さとなった．
Case3とCase
Case3とCase5は主管
5は主管
3で，
3で，
5.25D
5.25Dbの侵入深さとなった．
bの侵入深さとなった．
流体が320℃の場合である．次にCase
流体が320℃の場合である．次にCase2およびCase
2およびCase4で
4で4.5D
4.5Dbの侵入深さとなり，どちらも主管流体が55℃のbの侵入深さとなり，どちらも主管流体が55℃の場合である．このことから，主管流体の温度は侵入深場合である．このことから，主管流体の温度は侵入深さに大きく影響を与えていることが示唆される．
さに大きく影響を与えていることが示唆される．
分岐
分岐
管流速を増加させたCase
管流速を増加させたCase6～9は侵入が浅くなった．
6～9は侵入が浅くなった．
以上のように，
以上のように，最大侵入深さは流体温度と運動量比
最大侵入深さは流体温度と運動量比に依存している．
に依存している．
これらの関係をよりわかりやすく把これらの関係をよりわかりやすく把握できるように，図9に最大侵入深さを運動量比で整握できるように，図9に最大侵入深さを運動量比で整理したものを示す．
理したものを示す．
図中には実験データも併せて示し
図中には実験データも併せて示した．まず，主管と分岐管温度が等温20℃の場合（Case
た．まず，主管と分岐管温度が等温20℃の場合（Case
1，
1，
6，
6，
7）
7）
は運動量比の増加とともに最大侵入深さが増は運動量比の増加とともに最大侵入深さが増加した．侵入深さは実験結果とも定量的に一致した．
加した．侵入深さは実験結果とも定量的に一致した．
等温55℃（Case
等温55℃（Case2）の場合は等温20℃の場合と差がな2）の場合は等温20℃の場合と差がな
いが，
いが，
等温320℃
等温320℃（Case（Case3）3）では侵入がより深くなった．
では侵入がより深くなった．

もに粘性係数が低下し，もに粘性係数が低下し，壁面摩擦が低下することが考
壁面摩擦が低下することが考Pa s，55℃で
s，55℃でえられる．粘性係数は20℃で1.0×10
えられる．粘性係数は20℃で1.0×10-3-3 Pa
Pas，320℃で7.8×10s，320℃で7.8×10-5-5Pa
Pasであり，20℃からsであり，20℃から
4.9×10
4.9×10-4-4Pa
55℃では半減程度だが，55℃では半減程度だが，55℃から320℃では1桁値が低55℃から320℃では1桁値が低下している．
下している．
温度差を付けた場合，ΔT
温度差を付けた場合，ΔT==30℃（Case
30℃（Case4）では等温
4）では等温
20℃の場合とほとんど差がなかったが，ΔT
20℃の場合とほとんど差がなかったが，ΔT == 300℃
300℃
（Case
（Case5）では侵入が深くなった．上述の粘性係数低5）では侵入が深くなった．上述の粘性係数低下の影響に加え，下の影響に加え，浮力影響が顕著に表れたことが影響
浮力影響が顕著に表れたことが影響していると考えられる．
していると考えられる．
実機プラント条件に近い運動
実機プラント条件に近い運動量比とΔT量比とΔT==150℃の温度差を付けたCase
150℃の温度差を付けたCase8，9では，そ
8，9では，それぞれ同程度の運動量比の等温条件Case
れぞれ同程度の運動量比の等温条件Case6，
6，
7に比べて
7に比べて
約1.4倍侵入が深くなった．図9において，等温条件の約1.4倍侵入が深くなった．図9において，等温条件の場合の勾配（Case場合の勾配（Case6と7）とΔT
6と7）とΔT==150℃の場合の勾配150℃の場合の勾配（Case（Case8と9）はほぼ同程度である．このことから，等
8と9）はほぼ同程度である．このことから，等温条件で得られた侵入深さの関係（Case1,
温条件で得られた侵入深さの関係（Case1,6,6,7の直線）
7の直線）を約1.4倍深くすれば，を約1.4倍深くすれば，実機で想定される温度差実機で想定される温度差
（ΔT
（ΔT==
150℃）での侵入深さを推定できる可能性がある．
150℃）での侵入深さを推定できる可能性がある．

Case 1Case 2

Case 38

Case 4

Case 5

Case 6

7

Case 7

Case 8

Case 91.8E-03
1.6E-036

1.4E-035

1.2E-034
3

1.0E-038.0E-04
6.0E-042

4.0E-041

2.0E-0400.0E+00

-30

-15

0

15

θ [deg C]

81

2.0E-03

Viscocity [Pa s]

LIP / Db

INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

30

0

100

200

Temperature [℃]

300

400

図10. 粘性係数の温度依存性（伝熱工学資料改訂第図8. 主管流体の最大侵入位置（3～13秒間）

75.
非等温 ΔT = 30℃, Um = 5 m/s
非等温 ΔT = 30℃, Um = 10 m/s
等温 T = 20℃, Um = 5 m/s
等温 T = 20℃, Um = 10 m/s

LIP, max / Db [-](5)

CFD (Tm=Tb=20degC)
CFD (Tm=Tb=55degC)
CFD (Tm=Tb=320degC)
CFD ΔT=30degC
CFD ΔT=150degC
CFD ΔT=300degC

3(9)

T字配管における分岐管内への主管流体の侵入につ(3)

いて数値流体シミュレーションを行い，侵入深さの再

(2)

計算結果

4

(1) (4)(8)

現精度を確認し，温度差が侵入深さに及ぼす影響について検討した．これまでの可視化実験では，2つの逆流に関する流動様式（巻き込み型逆流，衝突型逆流）(6)が観察された．ここでは，衝突型逆流を対象に数値シ

2(7)ミュレーションを実施した．

1
0

結論

実験データ

6
5

5版より）(18)

(1)
100

1000

10000

MR = Mm/Mb [-]100000

図9. 最大侵入深さの実験データと計算結果の比較（括弧内の数字はCase番号）

主管・分岐管ともに室温20℃の等温条件では，分岐管への侵入深さの計算結果は実験結果と定量的に一致した．
(2)

主管・分岐管の温度を等温320℃とすると，等温20℃の場合より分岐管への侵入深さが深くなった．粘性係数の低下による壁面摩擦の低下が影響していると考えられる．
(3)

主管・分岐管で150℃程度の温度差を付けることで，等温の場合より約1.4倍侵入が深くなった．温度差の増加に伴い，浮力が増加したことが影響していると考えられる．

引用文献(1) S. Chapuliot, C. Gourdin, T. Payen, J. P. Magnaud and
A. Monavon, “Hydro-Thermal-Mechanical Analysis of

INSS JOURNAL Vol . 28 2021 NT-1

82

Thermal Fatigue in a Mixing Tee,” Nuclear Engineeringand Design, Vol. 235, Issue 5 , pp. 575-596, (2005).

tep0050, (2014).
(13) K. Miyoshi, M. Kamaya, A. Nakamura and Y.

(2) M. McDevitt, M. Hoehn, T. Childress and R. McGill,

Utanohara, “An Investigation of Thermal Stress“Analysis and Impact of Recent U.S. Thermal Fatigue

Characteristics by Wall Temperature Measurements at a

Operating

Mixing Tee,” Nuclear Engineering and Design, Vol. 298,

Experience,”

FourthInternational

Conference on Fatigue of Nuclear Reactor Components,
Sevilla, Spain, Sep. 28– Oct. 1, Paper No. 27 (2015).
(3) 日本機械学会, “配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針”, JSME S 017, (2003).
(4) OECD/NEA,“OECD/NEA-Vattenfall

T-Junction

Exercise,”

Kasahara, “Numerical Simulation of Long-Period Fluid

Report

Thermal Fatigue Problem,” Nuclear Engineering and
Design, Vol. 305, pp. 639-652, (2016).

(5) OECD/NEA, “Report of the OECD/NEA-Vattenfall TBenchmark(14) Y. Utanohara, A. Nakamura, K. Miyoshi and N.
Temperature Fluctuation at a Mixing Tee for the

Benchmark Specifications,” Final version, (2009).
Junctionpp. 109-120, (2016).

No.

NEA/CSNI/R(2011)5, (2011).

(15) Y. Utanohara, K. Miyoshi and A. Nakamura,“Conjugate Numerical Simulation of Wall Temperature
FluctuationataT-Junction

Pipe,”

Mechanical(6) O. Braillard, R. Howard, K. Angele, A. Shams and N.

Engineering Journal, Vol. 5, No. 3, pp. 18-00044, (2018).

Edh, “Thermal Mixing in a T-Junction: Novel CFD-

(16) Miyoshi, K., Utanohara, Y., and Kamaya, M.,

Grade Measurements of the Fluctuating Temperature in“Penetration Flow into a Branch Pipe Causing Thermal

the Solid Wall,” Nuclear Engineering and Design, Vol.

Fatigue at a Mixing Tee”, Nuclear Engineering and

330, pp. 377-390, (2018).

Design, Vol. 360, 110496, (2020).

(7) H. Kamide, M. Igarashi, S. Kawashima, N. Kimura and(17) Y. Utanohara, K. Miyoshi and M. Kamaya, “Numerical

K. Hayashi, “Study on Mixing Behavior in a Tee Piping

Simulation of Penetration Flow into T-Junction Branch

and Numerical Analyses for Evaluation of ThermalLines,” The 18th International Topical Meeting on

Striping,” Nuclear Engineering and Design, Vol. 239, pp.

Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-18),

58-67, (2009).

Portland, OR, USA, August 18-22, Paper No. 27613(8) J.H. Kim, R.M. Roidt and A.F. Deardorff, “Thermal
Stratification and Reactor Piping Integrity,” Nuclear
Engineering and Design, Vol. 139, pp. 83-95, (1993).
(9) E. Deutsch, P. Montanari and C. Mallez, “Isothermal
Study of the Flow at the Junction between an AuxiliaryLine and Primary Circuit of Pressurised Water Reactor,”
Journal of Hydraulic Research, Vol. 35, No. 6, pp. 799812, (1997).
(10) R. Zboray and H.-M. Prasser, “On the Relevance of
Low Side Flows for Thermal Loads in T-junctions,”
Nuclear Engineering and Design, Vol. 241, pp. 28812888, (2011).
(11) J. Kickhofel, V. Valori and H.-M. Prasser, “Turbulent
Penetration in T-junction Branch Lines with Leakage
Flow,” Nuclear Engineering and Design, Vol. 276, pp.
43-53, (2014).
(12) K. Miyoshi, A. Nakamura and Y. Utanohara, “AnInvestigation of Wall Temperature Characteristics to
Evaluate Thermal Fatigue at a T-Junction Pipe,”
Mechanical Engineering Journal, Vol. 1, No. 5, pp.

(2019).
(18) 日 本機 械学会 , “伝熱工 学資 料 ”, 改訂第 5 版 ,(2009).