力厚<G容器の熱力応解析L製ノズ)Lの熱応力解析と̀本体フラン.ジの熱応力評価>
I

Thermc(fstress<Therrr'ql

ofstress.Artdys.'sofStressTheqJld

AM[JysisEvdtlC(f]'onPrleSSUre

Vessels

6[耶S･JhedNo王ZJeA4q言nof

FJonge>化工機事菜部松

製品開発室
井Tamotsu

This

paper

FiniteElement

describes

thetransient
thermalstressanalysisoutlet nozzle
and theof glass‑lined
for mai工1 flange
built in accordance
evaluationof autoclave
ASME
Boiler and Pressure
VesselCodeSec, ⅤⅠⅠIDiy. 2.
Method

有限要素法を用いたグラスライニング製反応機の液出しASME

Code

ノズルの非定常熱応力解析,および2に基づくオーtlクレ‑ブの本体フランジの熱保Matstliusingstresswi仙あらかじめ判断し,定常温度分布解析あるいはマクロ的なSec.

温度条件の設定で十分VL安全性が評価できる場合には労力

ⅤⅠⅠIDiv.

ぁかかる非定常温度分布解析の必要ほない｡しかし,より応力評価を紹介する｡

厳密な評価が必要な場合には非定常解析を行い,時間パラ

ま1.

えがメータの温度分布を求めて評価すべき部材の熱応力が最大になると予想される温度条件を選択し,そのデ‑ク紅基づき

圧力容器を設計する紅あたって,圧力荷重だけが支配的いて熱痕力を算定しなけれはならない｡

であるならば法規R:従った形状で設計する範囲VLおいて,膜部の板厚計算で代表される法規計算で十分に安全性が保証される｡しかし,加熱,冷却過程を含み,その仕様が厳S[(I)･L

しくなる紅つれて,熱応力の検討が必要となる｡'17IeJII](Il/'J(((//'JIg

また,グラスライニング(GL)製反応機の場合は熱に/I(･J1.
c()JL(//l[(lollLk,.wk,J=/)L･C.

よるGL破損の問題があり,許容温度条件を定めるうえで熱応力を求めることは重要である｡'(/ILL)I)JI((I.L.L/rc.qi.
FEj14

一般に熱応力が問題となるのは,シーラー,ダイア7ラム,ノズ)I/等とシェルとの接合部といった構造不連続部であり,簡易計算式が適用できない場合が多く有限要素法(FEM)
R=よる解析が有力な手段となるoC(Jll[[)ill(I()/11['//I
S/J･(･.T.I.<(･S了†/rf〃ノJ///

GL製反応磯の液出し用底ノズルにおける,加熱時の応力を求める非定常解析と,オートクレ‑ブの本体フラシジに対する,
VesselASME

CodeSec.

Code(ASMEⅤⅠⅠIDiy.

Boiler//J[(I/lh./‑.T.･且血(IdE'u.if

本稿では,PressureL‖TEI(.I,f)I[Lt11･//〝〝1ヾ

!V()

Ll/I((I).sよl'(:SandS/rL･.i>･2) R:従った熱応)?
eEYt(I(((lipNOOIL

力評価VL̲ついて述べる｡

2.熱応力解析の手順

EJL(I) 'ES

解析手順の概略フローを第1図に示すo設計仕様から熱荷重条件を検討し,考慮すべき領域と荷重条件を設定して7ylL･J'lJ]W/(I/I((/.1>./I.〜.
a)1

FEM解析モデルを作成し温度分布解析を行い,次Fこ,堤(TI/‑((l[LWTL･Jl[A(JJI'.i

度分布解析の結果に基づき熱応力を求め評伸するのが概略手順である｡従って,熱応力解析ではそのベースとなる塩度条件をいかに適切忙求めるかが重要紅なるo
温度分布解析ほ定常解析と非定常解析に大別され,,.対象TeJ))ln･)raIIIJ'LJ//ふ//.ib/(I(a/I.
(/((I(I条件によっ七選別される｡
一般忙圧力容器では,熱応力を生じさせる温度条件として主として下記の項目が考えられる｡

3.

2)

シェルFL‑沿った方向の温度勾配
3)接合部材間の熱膨張差
どの条件が支配的匠なるかを,使用条件

第1図
Fig.

1)板厚方向の温度勾酉己(加熱,冷却の温度時間曲線)および圧力容器の形状,構造,材料等から朗

71‑

解析手順のフロ･‑チャ‑ト
1

Analysisprocedure

flowchart.GL製反応機.の液出･し用底ノズルの熱応力解析
本例は,ジャケッ十付GL製反応機(第2図)の液出し用度ノズル周辺において,第3図で示す運転条件のうち加神鋼ファウドラー技報

Vol.

29 No.

1(1985/8)l∋1熱時の過渡状態(a)に発生する熱応力を非定常温度分布解析

膜係数は図中に示すoに基づいて算定したものである.
3. 1非定常温度分布解析

こ.のような設定条件で求めた温度分布から,熟応力が最大となる温度条件を求めることができる｡第6図は,温度第4図.に解析モデ/i,の形状,大きさおよびメッシュ分嘗IJ 分布の計算結果の顛価ライン位置を示すものであり,ライを示す｡着眼点.のノズルコーナー部は比較的細かく分割し,他の部分は粗い分割を行ったo

また内面の薄い一層はグラスライニング層である｡第5図は,解析条件を示す.斜線で示す領域がジャケット部で,スチームが送入される部分であるo

スチーム温度と大気温度ほ,それぞれ170oCと20oC一定と設定した｡また,内容物温度は加熱されて時間とともR:上昇するわけであるが,今回は過渡状態

ン1はノズ)t'コーナー部の板厚方向の温度勾配を,またラインA‑DはシェルQこ沿った方向の温度勾配を検討するために選定した位置である.ライン1およびラインAIDFこおける温度分布時間履歴線図を,それぞれ第7,8図に示すo これらの線図から,次のことがわかるo1)シェルに沿った方向の温度勾配は,約2.2分後に最大となり,ノズ/I,コーナー部とジャケット境界面の平均温での熱応力算定が主眼であること,およぴ安全側の計算値を与え,るという点で40oC一定とした.解析で用いた各境度差で約90oCとなる
2)シェル板厚方向の温度勾酉己は,ノズルコ‑ナ一部において姪とんどゼロである￡

DTiye･rR

15o

1560R

ZCL

妙71h//s =L51n爪

Seal旨E) E)

2237D〆

rLLl

Jacke[ed areaA4a?lhole

第4園

解析モデルの形状と大きさ

Fig.

4

Geometryofi/le/I
Baj)jleananalyticalmodel

te711L)･
co 】1feyLtS
40.C
1c.,

71C,

JGChe[AgitatorL(節gA

第2図

GL製反応機Fig.写Glass‑lined

InitzIL71temZ).

A)‑‑‑10.000
ha=1.000
10hc=40℃

usedMARCl)

type81tlOde axi‑symtnetric
263

Total

nodes

928

第5図:';e‑‑aエI;e̲;̲pt･
Fih抄CoeHl'cienEtransfertemp.

elements

Fig.
Ste(i/)lJlmbienE

Total

reactor(Coがt･)
17UC
Ii,1‑̲

fLaa=2qC(tCo,ut.)]

Element
OLdlet lWZZle

area

A dzla bafic

ProgramnAdiabah‑cof keat
{Kcal/mthr.c}qtladrilateral(Element L42)

温度分布解析の境界条件
5

Thermalboundary

conditions

Lemb望171D℃
Ar.U′＼ーrllElllll′一へヽ̲̲̲̲̲̲̲̲/ABRJぅぅJJ+
IHrrrlllll･＼賢120JackeS3

Ua

A

冒

c･cLillel

宝la

4.j

D'D2
Tf〃1e(hr)

第岳･臥運転条件
Fig.

Vol.

3

290peratingNo.

cdnditiorl

1 (1985/3)

第6囲p

温度分布の評価ライン

Fig.

Temperatur;

6

神鋼ファウドヲ‑技報

evaluation

line

Bb‑

170

NozzleNozz/eHead(,ckrR

leo
150

‑

14'0‑‑‑

SIEellLemLI.
GL‑

Z

glielnP.

β130

￣ヽO
し120
110

蛋

looi

Lo7堵itudinal

…ei
LfLlt

A

Hoop

90

Radial80

ま貞70

stressIStreSSstd)lessγ60
50

第1(】園応力評価ライン

40Fig.

StressC(C')β (βフD(D)10Nozzlecorner

LocaLL'0泣line
Jacketeda̲1'ea

Head30?

第1国

classification

40

加熱時におけるジェルに沿った車均温箆の時間履歴線図‑o'ii(Inside)‑‑‑o'lo(Ou由='de)‑,‑qli(IllStde)‑.･‑a.lo(OzLtSide)

∈Fig.

7

temp.

Time･meanof shell when

curveheated■■＼20ebO(′)

50‑ーー‑も､

10

志栄
Q

T‑4.B5Jnl'11%

帆̲̲̲

Io̲二ゝl̲QtJ

二ニフ‑･くニー′一‑‑一一‑一顎110ぷ̲一一一ーヽ′一ー●■‑1一･一■一IP一一ヽー‑l'‑u)‑207L

どLINE.1

賀 45

‑307;
Locatlo72

豆T芳2,2)1)ulnミ≡F:■一‑‑‑‑■■■.̲...

第11因

加熱時(170oCスチーム)2.21min後の応力分布図

Fig.

Stressll

distrib'ution

alongtheshell

whenheated(After 2.21rnin.)T芦).4717utli
I一￣■■■■￣■￣■■￣･l■hdlhllcolldlil'0)24025
BasemeLGl

GLS[lell oa血1'de

第8園
Fig.

S/zelL ilh･ide

20

ライン1における温度分布の時間履歴緑園(加熱時)
aTin‑e･temp.

(whendistribution

ctlrVein Line1heated)?

qt

Eqヽヽ蛋bJ)＼.̲.

k'‑
L14to･Zら

zrR.盟白こら)
i:C)

さThermal
Thermalobtained氏conditions
load z's due
by Thermal

QqloTemperature

distributiona;
巴暮r､‑̲■‑■一灯‑‑一一打一一■'ぺ

玩

ana13]Sis.

l.2￠■r.

￣〇Programused

MARC

Elementtype

8･nodeaxi‑symmetricqtladrilateral(Element28)

Totalelernents

263

Totalnodes

928

第9園

熱応力解析の境界条件

Fig.

‑10

Boundary

conditiorlSS/,e[l i,7S,.deo (sideSII,1e5l

第12囲
9GL

Bcsente[alfor thermal

Fig.
stress

従って,熱応力を生じさせる要因としては,

12analysis

ライン1における応力分布図(加熱2.21min後)
inLTNE
1 (After 2.2miElStress distribtltion
heat iロg‑up)

った方向ゐ温度勾配による曲げが支配的であると考えられて行ったo 第9図は,塵界条件を,第10図は応力評価ラインを示すo計算値は,第10図に示すZR座標系(全体座る｡

標系)で求まるが,各位置での応力値を比較するには,3. 2S'干ルに沿熟応力(歪)解析

C,座模系(局所座標系)をこ変換する必要があるo第11囲およ温度分布解析の結果より,加熱時の過渡状態VLおいてノ

び第12園の計算値は,ズルコーナー部R=生じる熱応力が最大となるのは,約2.2分後の温度条件であると想定できる｡(ただし,より厳密な長芋方向,のは周方向,最大条件を求めるには,さらにズ‑ミング解析の必要があ値をプロットしたもので,この図から最大応力はノズルコる｡)従って,熱応力解析は約2.2分後の温度算定値を用いーナー部の内面乾生じ,周方向の引蛋り応力であることが86ater座標系VL変換した値であり,のはqfは板厚(半径)方向の応力成分値であるo第11図は,シェルに沿った方向に各応力成分

神鋼ファウドラー技報

I(ol. 29Nq.

1(1985/8)

しなけれはならないし,評価断面を正しく轟択することが必要である｡応力分類は,応力の生じる位置∴原因;.応力に示す)とする.第12国は,ライン1pにおける応力分布をのタイ7oによって,示す｡今回のFEM解析での計算値ほぉウス債分点で求め⊥般1‑次膜応力Pm,局部一次供応力
PL･局部一次膜＋曲呼応カPL＋Pb･.一次＋±次応力PL＋.
られているので,内外革め値は外挿によって求めな叶れはわかる｡この最大応力の発生する位置をライン1(第10図ならない.oこの結果,シ'=ル(母材)における最大熱応力

Pb＋Q,合計応力(ピークを含む)?i十pP?:,＋Q＋,Fに分類さはGL境界面に生じ約22kg/血m2,れ,それぞれASMEGL層では約10kg/づいて評価される.実際FLは,評価断面の選定は,等応力mm2でともケこ周方向の引張り応力となるo線図あるいは応力分布図を用いて行ってい■る｡
劉p5囲および第16国は,熱応力と内圧応力の分布図でち

一般に応力によってGLが破損するのは,母材が降伏し,それQこよってGLに多大なカが作用して応力(歪)が許容値を越える場合と,母材の降伏以前紅GLに生じる応り,これらの図より評価断面として時,熱応力が最大とな力(歪)が,許容値を越える場合が考えられる.どち.e,になるかはGLの残留圧縮応力(歪)R:よる.計算結果FL̲よれ
は,母材の応力値(22kg/mm2)ほ許容値内FL̲あり降伏るSCLlと内圧応力が最大となるSCL2を選択すればよいと考えられる.これらの位置は,革14図で示すようFL̲構造不連続部であり二次応力の増大が予想される領域であASME

Code忙よは生じない｡また当社の実験値ではGLの残留圧縮応力は約20kg/mm2であり,GpL忙生じる応力は10‑2Q‑Ilo

るo SCLlとSCL2(kg/mm2)と圧縮R:なり許容値内にあるこpとがわかる.て二次応力として分類される｡縫って,一次＋二次応力
PL＋Pb＋Q≦3
S羊nが安全性の判売基準となる｡
smは設計応力強さ(DesignStress ∫ntensity Value)

熱条件下ではGL破損は生じないと考えられる｡

4.オートクレーブの熟応力評価
ASME

CodevL生じる応力は,ると,.その分布中年おける非線形成分(ピーク成分)を除い従って,他の荷重因子との組み合わせがない限り,今回の紗

Codeで規定された応力制限値‑こ基と呼ばれ,材料の降伏応力の%または引張強さのy3のいずに基づく熱応力評価の一例とし,I,オ‑れか小さいほうの値を選んで規定される｡

トクレ‑ブ匠内圧荷重と定常熱荷重が作用する場合の本体

一次＋二次応力PL＋Pb＋Qは,考慮している荷重サイ
ク/i,紅おける応力強さ(Stress lntensity)の変動範囲,フランジの応力評価を紹介する｡
解析モデルと荷重条件を第13国に示す.熱荷重は5/エ)I,‑フランジ部忙250′‑400oCの線形分布として与えたo第ASME
Code14図の応力評価ラインは,に従って応力分類を行う断面位置を示すものである｡
FEMを用いて計算
ASME
Codeを適した結果は合計応力で出てくるので,Snとして下式で定義される｡
Sn‑Max〈(S12)R;(声81)R†(S2占)ら,(Sij)が= (Sij)m&Ⅹ‑(Sij)mln.
Sl.忠‑0･1 ･‑62S28〒q2‑q3用するためVLは合計応力を⊥次, ■二次,ど‑ク応力に分類

S31‑q8‑ql

250 oC

ここで,ql,0･2,q8‑主応力

250 oC

T//le7･malconditions
400 ‑250oC
Lineara?,adient

SCL@SCL丁蒜ゐ堵a7Lea
400 ℃

Znteクmal pressure■■一･‑‑一o't.

a30 A‑g/crn2O'r♂J : L ongitudinal､(S Tess

第13国Olr

境界条件杏よび荷重条件
Fig.

atlalysis1(1985/早)o･tJ:

adialstress
ooPstreSS

第14図
応力評価ライン(SCL)の位置

andcondition.for

29 No.

:

13

Boundary

Vol.

o･lI

loading

Fig.

stieisStress･

神鋼ファウドラー技報

14classification

line

87

第1表
Table

･10

一次＋二次応力の評価例

1

ExampleLoading

condition,:

o'tt

‑･‑

stressof primary･plus･secondaryloadpressure＋血ermal‑‑‑qto‑･‑♂J∠
I･･‑0'loevaluation■
kg/mm2

Unit:,.

モ【≡Stress

Lqadingion
combihatcomponents

Long.
Sl･Pressure

We ight.

.Circnm.
St

evaluation
OtltSide

1.67
0. 00
31.8.85こ55･Weight ･･ ･Thermal
Tbta 1
TbermalTotAlof stress
SCLlhside

Pres叩reRad iaISr､ヽ

Location.5200
0.

･一ー̲‑=‑･L<ご/.:i7)隻S
ミ･‑.12⊥;21.05

‑1.73
85
11.

aQ
U

1

望･SCL

2

第16国
内圧応力分布図

0. 00

'2〜.
88

2. 20

0. 00

0. 00

83

53‑5.

‑.

05

SCL

‑.01
諒…芸phrte00
Thermal200

100

stressdistribution

Disla1･lCe fron乙/Eeatl'ngf11･ea (m)‑1J21‑.95L

p16

Pressure

10.26
0. 00

0.

1Fig.

‑3.33‑‑.09‑..10

<:.

＼.

0G5‑.26′∴0.■00･‑2.

Tot.a I

12‑4.

,.

shia:irl

64

14.

1

Piessure
WeightTllermalTotal

1

ぎ?
l≡

Principal＼bL)

Lstresses

SIS2
S3

Tota 1
Tota I
Tota 1

5. 55=‑1.50‑.21.05

1'j/Io‑4.

47

‑3‑

33

ら袷

どStressintensltleS

弱TotalS‑PL＋Pb＋Q

5. 76

Allowable
stress(39m) ‑27.00
Ratio
of stress intensity to allowable〔S/3Sm〕

2. 96

Thermalstress21in SCLstress

125 (mm)'10.

,ll￣ヽ101≡≡;＼第1T国
広力分頬緑園の例bDA＼̲..

･‑･qii‑‑‑qio‑0･lio'lo‑IOei?

ら‑‑I‑モl≡/､ヽbL)

Fig.

87iち＼..̲

喜一′･一一一‑■､oof stress′.盟17Examples

どclassification

Qi

Pressurein SCL

stress212 (mm)C>

U(シ‑ラー,ダイア7ラム,伸嘩継手,等)が効果的であ

均

巴萌SCL

2SC乙1

第15囲
熟応力分布図Fig.

15

Tbermal100
DislalWej)･om heating200
areastress

distribution

慮し,バランスのとれた構準設計が必要である｡
従来の手計算や実績,実験値ケこ基づく検討では,十分対･処できなかったものについても,現在では有限要素法(F(mm)また,ピーク成分を除く二次曲げ応力は,第17図に示す
よう忙実際の分布と同じ正味曲げ羊‑メン†をもった相当線形応力分布紅よって求めることができる｡
このようにして評価を行なった結果の1‑例を第1表Fc̲示す｡

5.む.す

孟芸;芸歪雷雲芸雷bL三笠芸三雲び

以上GL製反応機の底ノズ/i,とオーT･クレープを例にとって,熱応力解析および応力評価の概要むこついて紹介しEM)をはじめとする有力な解析手法が開発されているので,より安全忙,より経済的に圧力容器の設計を行うことができる.当社においても,コンピュータ･グラフィッ
ク･システムの充実K:よって, FEM解析匠つきものであったデ‑タ作成と後処理といった時間のかかる作業が簡略化され,比較的容易にまた安価忙処理できるようになってきており,見積設計およびオ‑ダT設計WL̲おいて今後の清･用が期待される｡〔参考文献〕
1)たo一般忙圧力荷重紅対しては,剛性の増加(例えば,板厚の増加,I)ブ構造)が歪(応力)の減少忙効果的といえるが,熱応力は変痘制御型の応力であるので剛性の増加は逆効果であることが多く,また板厚の増加は温度勾配の増大R:もつながることになりいちがいに安全側とほいえな
い.熱応力に対しては,フレキジビl)ティKL̲富んだ構造
ββ2)

General.MARC･CDC
Program;UserASME

PurposeFiniteElernerlt

Analysis

See.

Diy.

ManualBoilerandPressure

VesselCode

VIr[23)安藤良夫･岡林邦夫著｢原子力プラントの構造設計+東戻大学出版声
4)

W.

C.

accordingKroenke;toASMEClassification
Sec.

ⅠⅡStressof Finite
Categories

Element

Stress5)神鋼ファウドヲ‑㈱;報告香(未発表)

神鋼ファウドラー技報

vol. 29

No.

1(1985/3)