78

流れ加速型腐食に及ぼす局所的流況の影響−研究の背景とオリフィス下流の腐食速度の計測−
The Effect of Local Flow Field on Flow Accelerated Corrosion− The Background of the Research and Measurements of Corrosion Rate after an Orifice −中村晶（Akira Nakamura)＊

歌野原陽一（Yoichi Utanohara)＊

村瀬

道雄（Michio Murase)＊

長屋

行則（Yukinori Nagaya)＊

要約 流れ加速型腐食（flow accelerated corrosion: FAC）は，プラントの経年劣化事象の課題の一つである．この研究では，FAC による配管の腐食速度に対する流れ場の影響を求めるため，オリフィス下流を対象に，数値解析による流れ場の計算，実験による流れ場と腐食速度の測定を行った．
数値解析は汎用の熱流体解析コードの CFX を用い，実験には配管内径 L ＝ 50mm の高温実験ループを用いた．実験では流速場はレーザードップラー流速計（laser Doppler velocimetry: LDV）を用
い，壁面のせん断応力は直径 10mm の円形ディスクのセンサを管内面に設置し，室温にて計測した．腐食速度は電気抵抗法を用いて 423K（150℃）と管断面平均流速 5m/s の高温実験で計測した．
最大の減肉速度はオリフィスからの距離が 1L から 2L の範囲に見られた．標準 k-e モデルを用いた
数値解析による流速分布は，実験による計測結果に良く一致した．壁面でのせん断応力はオリフィスからの距離が 1L の点で最大値をとり，下流／上流の比の最大値は腐食速度の比の最大値と良い一致を示した．しかし，2L を越える下流では一致しなかった．この結果は，数値解析による壁面でのせん断応力を用いて，FAC による腐食速度に対する流れ場の影響を評価できる可能性を示した．
キーワード

流れ加速型腐食，せん断応力，オリフィス，数値計算，乱流モデル

Abstract
Flow accelerated corrosion (FAC) is one of important issues for aging of power
plants. In this study, in order to evaluate the effects of flow field on corrosion rate due to FAC,
numerical analyses of flow field and measurements of flow field and corrosion rate in the downstreamof an orifice were conducted using a thermal-hydraulic analysis code CFX and a high-temperaturewater loop with the inner diameter L of 50 mm, respectively. In the experiments at room
temperature, velocity field was measured using laser Doppler velocimetry (LDV), and wall shear
stress was directly measured using a shear stress sensor which has a circular disk with the diameterof 10 mm. The corrosion rate was measured using the electric resistance method at the temperatureof 423 K and average velocity of 5 m/s. The maximum corrosion rate was observed from 1L to 2L
after the orifice. The calculated velocity distributions with standard k-e model agreed well with themeasured profiles obtained by experiments. The wall shear stress had the maximum at 1L from theorifice and the maximum value of the ratio of downstream / upstream showed good agreement withthat of corrosion rate, but did not agree in the region of downstream over 2L. The results indicate
possibility to evaluate the effects of flow field on the corrosion rate of FAC using the calculated wall
shear stress.
Keywords

1.

flow accelerated corrosion, shear stress, orifice, numerical simulation, turbulence model

研究の背景

子力発電所では従来，「原子力設備 2 次系配管肉厚の管理指針」(1)を元に，これまで定期的な配管肉厚の

1.1

序論

実測により管理されてきた．FAC による減肉速度
は，環境（温度，pH・溶存酸素量などの水質），材

流 れ 加 速 型 腐 食（flow accelerated corrosion:

料（炭素鋼のクロムなどの含有量），流れ（配管形FAC）は，火力・原子力・化学プラントにおいて配状，流速）などの種々な因子によって影響される

管の減肉の一要因として知られてきた．加圧水型原(2)．蒸気発生器の性能管理のため，配管からの鉄溶＊1(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

79

出抑制として給水の pH を高くする方法がとられた(3)．日 本 機 械 学 会 は 2005 年 に「発 電 用 設 備 規 格

配管減肉管理に関する規格」(2)を制定し，FAC と液

現
状

平
流均
動的
な

滴衝撃エロージョンによる配管減肉に対して，民間

影響因子の
定量化

規格として統一した管理方法を定めた．
FAC のメカニズムは，金属表面に形成された酸化皮膜の溶解と，流れによる鉄イオンの拡散によるという説が一般的である(2)．これまで，FAC の腐食速度に対する，温度(4)(5)，pH(6)，溶存酸素量(7)(8)，流

研
究
の
取
組

流局 量流局
動所 化れ所な的を的な定な速 (5) などの影響が報告されている．Keller (4) は，弁図1などの配管要素が及ぼす影響について報告した．腐食メカニズムのモデルと評価式(9)〜(12)がいくつか提案 さ れ，EPRI で 開 発 さ れ た CHECWORKS (13)，

影
響 手じ場
因 法た所
予に
子
測応

研究の目標

一般化・コード化

配管要素の組み
合わせ影響解明

価に用いられている．
プラントの系統の中で減肉の起こりやすい部位とオリフィス，レデューサ・デフューザが挙げられ，また流れの方向を変化させるようなエルボ・ベンド，
分岐・合流管が挙げられる(2)．これらの配管要素による流れの変化は，その下流にある直管や同様の部位における減肉速度にも影響を与えると考えられる．

減
肉配
速管
度の

局所的な減肉速度の予測

EDF で開発された BRT-CICERO(14)などが海外で評しては，配管の流路断面積を変化させるような弁・

減配
肉管
速の
度

推を実
定元測
に値

配管要素の
影響解明

実機模擬
解析

腐食に影響する
流体因子の解明
基礎
実験

直管に対する
減肉予測

環境因子
の解明

材料因子
の解明

シミュレーション
による評価
解析手法
開発

実験によ
る検証

しかし，この影響度合いを定量化することを試みた
文献は，Keller (4) 以外はほとんど見当たらない．一図2

研究目標に対する実施ステップ

方，2004 年の関西電力美浜発電所 3 号機の配管破損事故で上流のヘッダで生じた旋回流の影響が指摘さ解析によるアプローチが不可欠である．実測できなれた(15)ように，上流の配管要素によって生じた偏流

いパラメータであっても，数値解析であれば配管形が減肉の偏りや系ごとのばらつきを生じさせる要因

状，平均流速等の既知の条件を用いて，局所的な量になっている可能性がある．

を求めることができる．ただし，求められた量が定量的に妥当かどうかは，別の方法で調べておく必要

1.2

研究の目標

がある．そのステップを図 2 に示す．実線部が本研究の対象範囲である．

PWR プラントでは，日本機械学会の規格 (2) に基実機評価を念頭に置くと，数値シミュレーション

づいて，実測を主体とした配管減肉管理が行われては乱流モデルと壁関数を用いた 3 次元定常解析とすいる．減肉部位の予測や偏流の影響を評価するためることが現実的である．表面からの鉄イオンの拡散には，Keller (4) が示したような，配管要素が引き起を解くような詳細なシミュレーションは，複雑な配こす減肉の増加程度（形状係数）を定量化して，表管形状である実機に対して実用的でない．同様に，で与えることが必要となる．しかし，実機で計測で乱れや偏流の変動を再現するような非定常のシミュ

きるパラメータは限られており，局所的な量を測る

レーションも実用的ではない．こう考えると，実機こと自体が困難である．また，どのような流体力学をモデル化して実用的な時間で解析できるようなパ的な量が減肉に影響しているのかは，明らかになっラメータで，かつ腐食に影響する因子を選び出すこていない．そこで図 1 のように配管減肉管理に対しとが必要である．

て局所的な流れの因子を考慮する高度化を，本研究では目標に置いた．
実機で，局所的な減肉を評価するためには，数値

まず，局所的な腐食速度を計測する基礎実験を行い，同じ形状での数値解析を実施し，得られた腐食速度と関係の深い流体力学的なパラメータを探る．

80

この流れが腐食に影響するメカニズムが解明された

応力は流れによって壁面上で直接的に定義できるパ

後は，数値解析によって配管要素，その組み合わせラメータであり，物質輸送と熱輸送のアナロジー(16)といった影響を，実機条件で数値化する．この時，を考えると式(1)のように表される．

直管に対する比を考えることで，数値の相対化を行dC

dT

r dy  ∝q=−λ r dy dU∝τ =μ rdy 

J=−Dう．例えば，直管に対して，オリフィスにより腐食速度が何倍になるかを求める．それを様々な配管要

y=0w

素，その組み合わせに対して表や関数に置き換える

y=0

(1)

y=0

ことで，実機評価に用いることのできるようにする．

ここで，J は拡散速度（物質流速，ここでは鉄の溶直管に生じる腐食速度については，既知のデータを出速度に相当），D は拡散係数，C は濃度，q は熱流活用する．

束，λは熱伝導率，T は温度，m は粘度，U は流速，
y は壁面からの距離である．しかし，具体的な配管

1.3

本論文の目的要素の下流で上記のアナロジーが成り立つかどうかを確認する必要がある．また，具体的条件での腐食

本研究を始めるに当たり，どのような点に注力すべきかをまず考えた．前項に述べたように，腐食に速度を推定するための係数は，実験的に調べておく必要がある．

影響する局所的な因子の相対化が目的であるから，今回は，オリフィス下流で減肉速度分布とせん断

水化学・材料の因子の影響を調べる点については出応力の関係を調べるための実験を行った．せん断応

来る限り省力する．一方，配管形状を模擬すること

力については数値解析で予測するため，流速分布には，本研究においては非常に重要である．このようついて実験結果に対する解析精度を検討した．

に割り切って考えた点と注力した点を表 1 に示す．

2.1
表1

割り切り

注力

・DO，温度は FAC が生・pH は中性近く
じる条件
・浄化系はとりあえず設
・配管形状で実験する
けない（円 管，オ リ フ ィ ス，
（鉄 濃 度 は あ る 程 度 上エルボ，弁）がる）・局所の腐食速度を測る
・運転時間は短い・炭素鋼の成分について ・腐食に影響する局所の流れ因子を計測，解析は一般的な条件とする
する

まず，模擬する配管要素として，オリフィスを選択した．オリフィスは軸対象であり比較的単純な形
状であること，流れ方向に腐食量の分布が生じると考えられることが理由である．本論文では，このオリフィス下流を対象として，減肉速度の分布，オリフィスからの噴流など流れ場，腐食に影響すると予想されるパラメータとして壁面でのせん断応力分布について調べた結果を述べる．

2.

実験方法

本研究の注力点

評価手法
減肉に影響すると考えられるパラメータとして，今回は壁面でのせん断応力τw に着目した．せん断

2.1.1 実験装置
図 3(a)に実験装置の概要を示す．実験装置は高温水タンク・試験体・循環ポンプで構成されるループと，窒素加圧装置，水質調整系，イオン交換・脱酸
素装置の給水系，水質測定系で構成される．温水タ
ンクは 2MPa，200℃まで使用可能であり，循環ポン
プは最大 48m3 /h を流すことができる．タンク・配管・ポンプはステンレス製で，FAC が起こる条件での腐食を防止している．ポンプ入熱は冷却器により排熱し，ループ水の温度 T は温水タンク内のヒータにより制御を行い，150 ± 1℃の範囲で一定に保つ．
溶存酸素濃度 DO は日機装（株）製 7115 型溶存酸素分析計，導電率σは日機装（株）製 9792 型電気伝導度計，サンプリング水から pH は（株）堀場製
作 所 製 D-51pH メ ー タ，全 鉄 濃 度 は HACH 社 製
Pocket Colorimeter Ⅱにより計測した．これまでの運転では，脱酸素装置による低温時ループ水の循
環・脱気により，ヒドラジンを追加することなく，DO を 150℃運転時で 1ppb 以下に下げることができ
ている．

81

安全弁
Ｐ

窒 加
素 圧
ボ 装
ン 置
ベ
脱
酸
素
装 給水
置

イ
オ
ン
交
換

温水タンク
〜2MPa
〜200℃

T
渦流量計

電気ﾋｰﾀ
3kW×2

ステンレス配管

冷却器

樹脂（絶縁）
露出試験片（炭素鋼STPT42）

減圧弁

水質調整系
ヒ
ド
ラ
ジ
ン

流れ

試験部
内径 50 mm

整流部

循環ポンプ
(ｲﾝﾊﾞｰﾀ制御)

希
硫
酸

DO C
pH

ドレン

冷却器

参照試験片（同じ炭素鋼）

水質測定系

0.5mm

3mm
20mm

サンプリング系（a）系統の概要（a）試験片設置方法

腐食速度センサ
オリフィス
試験部

温水タンク
(1.3 m3)

循環ポンプ

（b）外観
図3

実験装置
(b)センサ外観

2.1.2

図4

腐食速度の計測

腐食速度センサA

腐食速度の測定には，図 4(a)に示すように炭素鋼

流れ方向

STPT42（Ni：0.02％，Cr：0.04％，Mo：0.01％）の 露 出 試 験 片（幅 3mm・長 さ 20mm・初 期 厚 み
500mm）を絶縁材の樹脂で試験体配管に埋め込み，

50 50 50 50

上内径50 mm
150℃,
5 m/s

腐食速度センサ
オリフィス
650

（a）全体

を整えた．同じロットの母材から作成した同形状の0°上参照試験片を樹脂内部に埋め込み，試験片の電気抵θ
90° 270°180°
φ50

抗 Rexpと参照試験片の電気抵抗 Rrefから式(2)より厚みを推定した．電気抵抗の計測には CorrOcean 社製

Δt=t ref R exp−R refR exp

(2)

流れ上流側
から見て

ここで Dt は参照試験片の厚み変化（減肉量），trefは標準抵抗の厚み 500mm である．
このセンサを図 5 のようにオリフィス上流に 2 箇所，下流に 12 箇所設置して，オリフィス下流での減肉速度の分布を計測した．試験体内径 L は 50mm
で，オリフィス内径 l は 24.3mm である．上流側の

350

1000

配管・樹脂・試験片を一体でわずかに切削し，内面

CorrLog を用いた．

A

150

t 5.3

（b）A-A 断面
図5

腐食測定用試験体

82

0.1
0.08
電気抵抗[mΩ]用いて，図 6(b)の腐食量の変化を求めた．ほぼ直線

露出試験片
参照試験片

的に変化していることを確認し，最小二乗法により近似直線の傾きを求め，その条件での腐食速度を算

0.06

出した．

0.04
運転温度
の影響

0.02

2.1.3 流速の計測

0

流速分布測定には，図 7 に示すアクリル樹脂で作

−0.02
0

25
50
時間 [h]

75

ら れ た 流 速 測 定 用 試 験 体 を 用 い た．管 内 径 L ＝50mm，オリフィス径 l ＝ 24.3mm であり，周囲にウォータージャケットを付け，流速分布測定時の(a) 電気抵抗の変化

レーザの屈折を和らげている．試験には常温（約15腐食量[μm]20℃）の水を用いて，流量を Q ＝ 17m3 /h（管断面平均流速 Uave＝ 2.4m/s，レイノルズ数 Re ＝ 1.2 ×

10105）に設定し，0.2MPa に加圧することでオリフィ
ス下流でのキャビテーション発生を防いだ．流速分

0.211μm/h=1.85 mm/y

5

布測定にはレーザードップラー流速計（laser Doppler velocimetry: LDV）として，日本カノマックス（株）製 Smart-LDV を用いた．今回の LDV 測定で

0
0

25

50
時間 [h]

75

はサンプル数は約 5000 である．

腐食量の変化

図6

腐食速度の計測結果例(17)(18)

100×100

流れ

腐食速度センサはオリフィスより 150mm（3L）の

φ50

φ24.3

位置に，下流側は 50mm（1L）毎に設置した．試験中は腐食速度センサへの温度影響を緩和するため，試験部に保温を施した．
試験には常温（約 20℃）の水道水をイオン交換

1000
5

500

300

水ジャケット

図7300

流速測定用試験体

し，脱酸素装置による循環運転にて約 20ppb 程度まで溶存酸素量を低下させて用いた．試験は，流量をQ ＝ 35m3/h（管断面平均流速 Uave＝ 5.0m/s，レイ

2.1.4 せん断応力の計測

6

ノルズ数 Re ＝ 1.3 × 10 ）に設定し，1.5MPa に窒素で加圧してから水温を 150℃まで上昇させて，オ

せん断応力の計測には，図 8 に示す（株）SSK 製

リフィス下流でのキャビテーション発生を防いだ．

S10W せん断力計を用いた．センサの接液部を管内腐食速度の計測例(17)(18)を図 6 に示す．

面に沿うように加工し，図 9 に示すせん断応力測定

常温から実験条件までループの昇温する間は，温用試験体に設置した．センサ位置は固定して，オリ度変化により電気抵抗が大きく変化するので，このフィスを移動させることにより，オリフィスからの間のデータは除いた．試験条件である 150℃に到達

距 離 を変 え た．外側 の 円筒（スラ イド 管）と オリ後の約 70 時間の計測で，初期の約 15 時間はわずか

フィスを接合し，センサの設置された円筒に対して，に温度変化があり，図 6(a)のように電気抵抗変化が外側の円筒を移動させることができるようなってい観測された．しかしこの程度の温度変化は，式(2)をる．内径 l ＝ 24.3mm のオリフィスを設置した．試

用いて露出試験片と参照試験片の電気抵抗の比を用

験には常温（約 20℃）の水を用いて，流量を Q ＝いることにより，キャンセルすることができた．20

17m3 /h（管断面平均流速 Uave ＝ 2.4m/s，レイノル分間隔で計測された図 6(a)の電気抵抗から式(2)をズ数 Re ＝ 1.2 × 105）に設定し，0.2MPa に加圧す

83

2.2

数値解析方法

数値解析により壁面でのせん断応力の推定を行う
ため，基本的な流れ場の評価精度の確認を行った．

2.2.1 流体解析方法
1）流体条件2.1.3 で示した流速測定試験と同じ条件で数値解析を行い，結果を比較することにした．具体的な条件は，表 2 に示す通り．
図8

表2

せん断応力センサ

可視化条件での数値解析条件
水（25℃）

流体
センサ

スライド管

せん断応力測定用試験体

管摩擦係数λ[−]

0.03

図 10

流出
壁

圧力境界，P ＝ 0
壁関数（一般化対数則）
総ノード数 1,020,307
y＋＜ 100

標準 k-e

数値解析には ANSYS 社の汎用の流体解析コード
CFX-11 を用いた．入り口境界は一様流で，管断面平均流速 Uave＝ 2.4m/s を設定した．

0.02

2）乱流モデル

0.01
0
0.E+00Q ＝ 17m3/h（Uave＝ 2.4m/s）

メッシュ

流量増加時
流量減少時
（19）
滑管, Blasius（19）
滑管, Nikuradse（19）
相対粗さ0.2%

0.04

流入

乱流モデル
境界条件

図9

粘度

997kg/m3
8.899 × 10-4Pa・s

密度

乱流モデルはオリフィスからの噴流の流況に影響すると考えられる．最も広く用いられるレイノルズ
1.E+05

2.E+05
3.E+05
レイノルズ数 Re [-]4.E+05流速を変化させた時のせん断応力の計測結果(18)（増速時：流速を増加させて計測，減速時：流速を減少させて計測）

平均（RANS）モデルである標準 k-e モデル(20)を用いて計算した．移流項の空間差分には 2 次精度上流差分を用いて，定常解析を行った．

2.2.2 解析格子ることでオリフィス下流でのキャビテーション発生を防いだ．
予備試験としてオリフィス下流ではなく，直管を用いてせん断応力を測定した結果(18)を図 10 に示す．
流速を増加させて計測した場合と，減少させて計測した場合で若干のヒステリシスがあるが，管摩擦係数λは相対粗度ε/L が 0.2％の場合の粗い円管内乱流の既知のデータ(19)とよく一致した．

計算範囲は，オリフィスから上流には 23L，下流には 31L とした．オリフィス周囲の解析格子を図 11に示す．管断面では O 型の格子トポロジーとして，
解析格子全てを 6 面体で作成した．壁面からの第一
格子位置は，無次元距離 y＋が 100 以下になるように
設 定 し た．こ こ で，y＋ は 次 の 式 (3) で 定 義 さ れる(20)．

84

2

L= 50mm
腐食速度 mm/y

5mm

l= 24.3mm

上
90°
下
270°
平均

1.5

1

0.5

0
−4

−3

−2

−1

0

1

2

3

4

5

オリフィスからの距離/L

図 12 オリフィス下流の腐食速度分布(17)(18)（T ＝ 150℃，pH ＝ 6.1，Uave＝ 5.0，DO ＝ 0.1ppb）

図 11 解析格子

FAC の加速条件となっているためである．図 6 に示したように，腐食量は時間に対してほぼ一定で生じ τρ Δyνy +=ていて，腐食速度の時間依存性はあまり見られない．

w

τ w=ρu *u τ12
u *=C 14
μ k

u τ=

Ut

3.2

流速分布

(3)

1
ln y *+Cκy *=ρu *Δyμ2.1.3 で説明した流速測定実験の結果 (21)(22) を，
2.2 で説明した数値解析の結果 (21)(22) と合わせて図13 に示す．オリフィスで縮流した流れが噴流を形成
し，オリフィスからの距離によって拡散する様子がここで，ρは密度，m は粘度，νは動粘度，Dy は壁

分かる．LDV の計測値を用いて管断面で積分した流からの距離，Cm は乱流モデルの定数，k は乱流エネ

量は，ほぼ実験条件である Q ＝ 17m3/h となり，精ルギー，Utは壁面方向に鉛直な速度，κはカルマン

度のよい実験ができていることが確認できた(22)．

定数，C は切片である．このτw は壁面でのせん断

LDV
標準k-ε

3.

結果と考察

3.1

腐食速度分布

管内面からの距離 mm

応力である．
20
10
0
−10
−20

試験部温度 T ＝ 150℃，常温時の水の pH ＝ 6.1，

−1L

管断面平均流速 Uave ＝ 5.0m/s，溶存酸素濃度 DO＝ 0.1ppb（計器表示値）の条件で，図 5 の試験体を用いて計測した FAC による腐食速度の分布(17)(18)を
図 12 に示す．腐食速度の算出には，2.1.2 で示した

4L

1L

2L

3L

0

20m/s

オリフィスからの距離

流れ方向流速U

図 13

オリフィスからの距離による流れ方向流速の分
布の変化（LDV による実測値，標準 k-e による
数値解析結果）(21)(22)

方法を用いた．図中の角度は，図 5(b)に示したセン
サ位置である．
図 12 を見ると，周方向での腐食速度の差はそれほ

数値解析結果については，標準 k-e モデルによる流速分布は LDV による測定結果とよく一致し，オ

ど顕著ではなく，周方向平均値はオリフィスからのリフィス下流の流れ場の再現性がよいと考えられる．

距離によって腐食速度が減少している．最大の腐食

流れ場の例として，流線と流速分布 (22) を図 14 に示

速度は，オリフィスより 1L もしくは 2L 下流で生じす．色は流速を示し，オリフィスからの噴流と，オていて，1.5mm/y という腐食速度は実プラントよリフィス下流での再循環域が再現されていることがり 大 き い．こ れ は pH・流 速 が，実 プ ラ ン ト よ り分かる．オリフィスからの噴流が壁面へ付着する点

85

る．そこでオリフィス後流の流れ場は，このレイノὮ㏷ U m/s

ルズ数範囲では相似であるとみなした．
図 15 を見ると，上流に対するオリフィス下流の腐食速度の比の最大値と，同じくせん断応力の比の最大値はよく一致している．すなわち，数値解析によ

y

0

1L

2L

3L

4L

x

るせん断応力の最大値を用いることにより，オリフィスによって腐食速度が増加する割合を予測できる可能性がある．しかし，腐食速度はオリフィスか

図 14 管断面の流線と流速分布（標準 k-e モデル）(22)

らの距離が 1L と 2L の位置でほぼ同じ値で，かつ数値解析結果での再付着点である 3L を越えて下流まを再付着点と呼び，管断面平均流の方向への流れと，で分布していることに対し，せん断応力はオリフィ

オリフィス下流の再循環域内部の逆流とが分かれる

スから 1L の位置で極大値，再付着点直前で極小値位置になる．流線から判断して，再付着点はオリとなっていて，腐食速度より狭い範囲でしか分布しフィスからおよそ 3L 下流である．

ていない．すなわち，腐食範囲については数値解析によるせん断応力を用いた予測では過小評価になる

3.3

せん断応力分布可能性がある．
著者らは，この分布の差異がせん断応力の時間変

3.2 で 得 ら れ た 標 準 k-e モ デ ル を 用 い た Q ＝
3動によって生じるものと考えている．噴流周りの再17m /h の数値解析結果から壁面でのせん断応力を循環域は，時間平均的には図 14 のような大きな循環

求め，3.1 で得られた Q ＝ 35m3 /h の時の腐食速度と再付着点を持つが，実際の流動は非定常な状態での周方向平均値 (17) と比較して図 15 に示す．せん断あり，再付着点近傍は流れが正負を変動していると応力の定義は，先の式(3)で示した．縦軸の比率は，考えられる．つまり，正負を変動して時間平均的にせん断応力と腐食速度をともに上流 3L の位置での流速が 0 となっている再付着点近傍では，定常解析

値で割った比である．これにより，次元の違う両者による評価ではせん断応力が 0 に近くなるが，腐食の値の傾向を比較した．また，上流（直管）との比現象が流れの方向には依存しないと考えると，腐食にすることで，1.2 で述べたように，オリフィスに

速度は再付着点近傍で極小値とはならないと考えら

より腐食速度などの局所的な諸量が増加する割合れる．この点については今後の研究で明らかにした（増倍率）として整理した．

い．

なお，数値解析と腐食速度実験ではそれぞれ Re＝ 1.2 × 105，1.3 × 106 となり約 10 倍の差がある

4.

結論が，レイノルズ数に対する流出係数の依存性を JIS Z
8762(23)で見ると，今回用いた絞り比 0.5 のオリフィ
5

6

スでは Re ＝ 10 ，10 での差は 0.4％とわずかであ本研究では以下のことが分かった．
(１) オリフィス下流の腐食速度の分布を測定し，オ
リフィスから管直径の 1〜2 倍の範囲で極大値を持ち，管直径の 4 倍の範囲では，直管よりも8上流に対する比

せん断応力（標準k-ε）

腐食速度が増加することが分かった．

腐食速度

6

(２) オリフィスからの噴流の流速分布を実験的に測定し，数値解析を用いて流速分布を再現したと

4

ころ，乱流モデルに標準 k-e を用いた場合が2良い一致を示した．
(３) 標準 k-e モデルを用いた数値解析による壁面

0
0

1

2

3

4

5

6

オリフィスからの距離/ L

図 15

壁面でのせん断応力と腐食速度の上流に対する比（せん断応力：標準 k-e モデルによる数値解
析結果，腐食速度：実験結果）(17)(18)でのせん断応力と，実験により求めた腐食速度を，直管に対する比で整理した．その結果，両者の最大値は良く一致した．

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