116

衝撃力センサーと加速度センサーを用いたキャビテーション壊食初生評価
Evaluation of Incipient Cavitation Erosion using Impact Force Detector and Accelerometer
水山

成郎（Shigeo Mizuyama)＊ 1

村瀬道雄（Michio Murase)＊ 2

服部修次（Syuji Hattori)＊ 3

要約 キャビテーションによる振動や壊食の発生は，配管の潜在的な損傷要因の一つであり，こうしたトラブルを防止するためにはキャビテーションの発生を検知し，その影響を評価することが重要である．近年，状態監視保全が注目されている原子力発電所においては，プラントの運転中にキャビテーションの発生や壊食を判断できることが望ましい．本研究では，運転中の原子力プラン
トで適用可能な加速度センサーによる配管外面からの壊食初生評価について検討するために，配管
オリフィスを用いて，アルミ試験片による壊食実験とキャビテーション衝撃力を直接測定可能な衝撃力センサーと配管外面に取り付けた加速度センサーによる比較を実施した．その結果，以下の知見が得られた．(1)アルミ試験片を使用したキャビテーション壊食実験において，キャビテーション
壊食ピットが発生するキャビテーション数はオリフィス下流の 50 mm と 75 mm では 0.8，オリ
フィス下流の 100 mm では 0.7 であり，キャビテーション遷移状態もしくはそれに近い状態であった．(2)キャビテーション気泡崩壊の衝撃力を直接計測できる衝撃力センサーを用いた測定結果から，衝撃力が増加し始めるキャビテーション数と壊食ピットが発生するキャビテーション数はほぼ一致した．(3) 配管外面に取り付けた加速度センサーによる測定結果から，キャビテーション壊食
初生付近からキャビテーション気泡崩壊による衝撃力のために出力電圧値の変動が大きくなった．
また，衝撃力センサーによる衝撃力測定結果とよい相関性があり，キャビテーション壊食初生の評
価には出力電圧 RMS 値での評価精度がよい．
キーワード

キャビテーション，エロージョン，壊食初生，加速度センサー，衝撃力センサー，衝撃波，オリフィス

Abstract
Cavitation induced vibration and the consequent erosion of pipes are one aspect ofthe potential damaging factors in the piping system. In order to prevent such trouble, it is important
to develop a detection method of cavitation and to evaluate its influence. In recent years, statemonitor and maintenance attract attention in the nuclear power plant, and it is preferable to detect
cavitation and cavitation erosion during plant operation. In this paper, in order to evaluate incipienceof cavitation erosion using accelerometers which can be applicable during plant operation, we carriedout cavitation erosion experiments with aluminum specimens and measurements of impulsive force
induced by cavitation bubbles collapse using impact force detectors and accelerometers mounted on
the outer surface of a pipe with an orifice. As a result: (1) In the cavitation erosion experiments usingaluminum specimens, the incipient cavitation number where cavitation erosion pits occurred was 0.8
at 50 mm and 75 mm downstream of the orifice and 0.7 at 100 mm downstream of the orifice. At thosecavitation numbers, the state of cavitation was a developed stage or near the developed stage. (2) In
the measurements of impulsive force induced by cavitation bubbles collapse using impact force
detectors, the cavitaiton number where impulsive forces began to increase almost agreed with thecavitation number at the occurrence of the cavitation erosion pits. (3) In the measurements withaccelerometers mounted on the outer surface of the pipe, fluctuations of the output voltage increased
rapidly at the stage of the incipient cavitation erosion due to impulsive force by the cavitation bubble
collapse. The output voltage of accelerometers had close relationship with impulsive force measured
by impact detectors, and the output voltage RMS value of accelerometers mounted on the outersurface of the pipe would be effective to evaluate the incipience of cavitation erosion.
Key Words

cavitation, erosion, incipient erosion, accelerometer, impact force detector, shockwave, orifice＊ 1 (株)原子力安全システム研究所＊ 2 (株)原子力安全システム研究所＊ 3 福井大学大学院工学研究科

技術システム研究所
技術システム研究所

現在

関西電力(株)

117

1. 緒言

力センサーによる実験と配管外面からの加速度センサーを用いた実験を行い，運転中のプラントで適用

弁やオリフィスなどの配管絞り部では流速が局所的に速くなるため圧力が低下し，これが飽和蒸気圧

可能な配管外面からのキャビテーション壊食初生評
価について検討した．

以下になるとキャビテーション気泡が発生する．下流の流路拡大部で流速が低下すると，圧力回復に

2. 実験装置と実験条件

よって気泡が崩壊し，衝撃波が発生する．この衝撃波が壊食や振動を引き起こし，プラント配管の潜在実験に用いたループの概要を図 1 に示す．実験装的な損傷要因となる(1)(2)．近年の原子力発電所にお置は，レザーバ，ポンプ，試験部と配管で構成されけるトラブル事例(3)では，プラントの通常運転中でる閉ループ構造である．レザーバは容積が 1.28 m3

はなく，プラントの起動や停止といった設計では考の圧力容器であり，3.2 MPa までの加圧が可能であ慮されていない過渡時の運転状態でトラブルが発生

る．供試流体の温度調整はレザーバ内部のヒータでしている．そのため，運転中のプラントにおいて，

行い，1 ℃の精度で水温の調整（150 ℃以下）が可

キャビテーションを検知する手法とそれらによる壊能である．流量は試験部上流に取り付けた電磁流量

食や振動などの配管系への影響評価ができることが計で測定し，圧力は試験部上流と下流の圧力計で測望ましい．特に長時間運転を継続したプラントでは，定した．

壊食率が低くても，次第に壊食量が増加し，配管破また，供試流体の温度はレザーバに設置した温度損に至る可能性があるため，キャビテーションの発計で測定した．実験装置の圧力はレザーバに接続し生箇所を特定し，さらに，キャビテーション壊食のた窒素ボンベにより調整した．実験流速はポンプの有無を判断できることが重要である．

回転数をインバータにより制御して調整した．供試

著者らは，運転中の原子力プラントにおける弁や流体には雑用水を用いた．供試流体中の溶存気体のオリフィス下流でのキャビテーション検知について，

量が気泡の発生や気泡崩壊時の衝撃力に影響を与え

配管外面に取り付けた加速度センサーや非接触のマると考えられることから，実験前と実験後に溶存酸

イクロフォンによる測定を行い，キャビテーション
発生時に，それぞれの出力にパルス状の出力信号の検出されることとキャビテーション発生箇所である
オリフィスの上流側と下流側の出力電圧実効値

レザーバ

試験部
P

流量計
P

（RMS 値）の比較から，キャビテーション検知の可能性を見出している (4)〜(7)．しかしながら，キャビ

T
○

T
○

テーション壊食に関する評価に関しては，配管外面の複数個所に加速度センサーを取り付け，その RMS
値の相対評価および，壊食実験との比較による定性

ヒータ

ポンプ

図1

的な評価のみであり，定量評価はされていない．服

窒素ボンベ

実験装置

部らはキャビテーション気泡崩壊圧測定可能な衝撃力センサーを使用し，衝撃エネルギーの積算値と

2D
1.5 D
D

キャビテーション壊食量によい相関性があることを示している(8)．しかしながら，キャビテーション壊
食の初生に関しては評価を行っていない．また，衝撃力センサーは配管内壁面に取り付ける必要があり，運転中のプラント配管に取り付けてのキャビテー

オリフィス

D =φ49.5

流れ方向

0.5 D

ション衝撃力測定は困難である．
本研究では壊食による圧力バウンダリへの影響が300

大きい配管系のキャビテーション壊食評価を目的と

28

し，アルミ試験片による壊食実験とキャビテーショ
ン気泡崩壊による衝撃力を流れ場で計測可能な衝撃

図2

アクリル試験部（単位：mm）

118

φ5

壊食面

ビテーション衝撃を測定するための衝撃力測定セン
サーは福井大学の服部研究室で開発されたものであ

20

り，その断面を図 4 に示す．圧力センサー(8)は圧電素子を Ti 製の長さ 30 mm の受圧棒と Cu 製の長さ15 mm の反射棒でサンドイッチ構造にし，導電性接10

着剤で固定した．圧力計測用の圧電素子は㈱村田製作所製の直径 5 mm，厚さ 0.25 mm，共振周波数は8 MHz の円板状ピエゾ圧電セラミックスを用い，接

φ8

φ14
図3

壊食試験片（単位：mm）

着部の保護，防振，防水のためにアクリル製のパイ
プを圧力検出部の周囲に置き，エポキシ系接着剤で固定した．
加速度センサーによって出力電圧を測定した試験部は原子力発電所などで使用される一般的な配管形

φ5状のもので，材料はステンレス製で配管内径と長さはアクリル試験部と同様とし，配管肉厚は 5.5 mmとした．

エポキシ系接着剤
15

キャビテーション状態を表す無次元パラメータであるキャビテーション数σは次式を用いた．

0.25

30

受圧棒（Ti）

圧電素子

s=2(P d,P v)
rv 2

(1)

ここで，Pd はオリフィス下流の圧力［MPa］，Pv は実験水温での飽和蒸気圧［MPa］，ρは実験水温で伝達棒（Cu）
12，V はオリフィス部での平均流の流体密度［kg/m3］
速［m/s］である．

リード線

前処理回路
衝撃力センサー

図4

衝撃力センサー（単位：mm）

ハイパス
フィルタ

ピーク
ホールド回路パソコン

素濃度を測定し，大きな変化がないことを確認した．本実験では水温を約 25 ℃とした.流（3 〜 6 g/m3）
速は加速度センサーの許容最大加速度を考慮してオ
リフィス平均流速を約 15.0 m/s とした．

図5

衝撃力測定システム

衝撃力測定および壊食測定試験部を図 2 に示す．
材質は壊食試験片および衝撃力センサーを取付ける
箇所はアクリル製で試験部両端はステンレス製フラ

加速度センサー
加速度アンプンジであり，アクリル試験部をロングボルトで挟み込むようにして実験装置へ取り付けた．上流側フランジはオリフィスとなっている．オリフィス径はオシロスコープ

24.75 mm（0.5 D）である．試験部内径 D ＝ 49.5mm である．流路壁面には試験片の取り付け穴を一定間隔で設けた．取り付け穴には栓をするためのねじが切ってある．壊食実験用のアルミ試験片を図 3に示す．先端の壊食面の直径は 5 mm である．キャ

図6

加速度測定システム

119

図 5 に衝撃力センサーによる衝撃力測定システムを

表 1 は各条件における壊食ピットの有無を一覧に示す．これらの装置は流体内に取り付けて直接キャした．図 8(a)〜(d)はσ＝ 0.7 〜 1.0 でのオリフィ

ビテーション気泡の衝撃力を測定可能な装置である．

ス下流の流動写真である．この流動写真からキャビ

なお，この測定システムは福井大学の服部研究室のテーション数が増加するにつれて，キャビテーショ

磁わい振動実験で使用されているものであり，磁わン気泡が少なくなっていることがわかる．σ＝ 0.7

い振動実験に合わせて 19.5 kHz 以下の信号を除去と 0.8 のオリフィス下流 50 mm の箇所においては，するためにハイパスフィルタを通して信号を処理し試験部内壁面で気泡が多くなっており，キャビテーている．

ションによる壊食が多くなると予測される．一方，

図 6 に加速度センサーよる測定システムを示す．

σ＝ 0.9 ではσ＝ 0.7 や 0.8 と比較して全体的に本研究では高周波数帯域まで測定可能な圧電型の加キャビテーション気泡は少なくなり，濃い気泡領域

速 度 セ ン サ ー（TEAC 製，703FB，0.3 Hz 〜 45

がオリフィス出口からオリフィス下流 75 mm の試験

kHz）を使用し，その加速度信号はアンプを通して

部中心付近になっており，試験部内壁面付近の気泡

デジタルオシロスコープに保存した．加速度セン量が少なくなっている．σ＝ 1.0 においては濃い気

サーは試験部に薄膜の両面テープで取り付けた後，

泡領域はオリフィス出口からオリフィス下流 75 mm

樹脂製バンド（ロックタイ）で固定した．データはの試験部中心付近になっており，試験部内壁面付近

実験終了後，パソコンで処理した．測定した波形のの気泡量が少なくなっている．

データは波形解析ソフト（フルイドテクノロジー社
製，DA DiSP）にて処理を行った．

σ＝ 0.9 と 1.0 における壊食実験で壊食ピットが確認できなかった．これは従来からの知見である
キャビテーション気泡の崩壊が材料表面付近での崩3. 壊食実験と衝撃力センサーによる実験

壊によって壊食が発生することに一致する．
オリフィス下流 100 mm において，σ＝ 0.8 の流動写真では内壁面付近まで気泡が確認できるが，壊

3.1

アルミ試験片による壊食実験

食試験結果では壊食ピットは確認できなかった．気泡は内壁面付近まで広がっており，キャビテーショ

キャビテーション実験装置を用い，オリフィス下

ンによる壊食が発生する可能性は高いが，平均流速

流でのキャビテーション壊食初生実験とキャビテー

が遅くなり，壊食が発生しにくくなっていると考え

ション気泡の衝撃力測定実験を実施した．Tullis (9)られるが，詳細な原因については今後の検討課題ではアルミ材料による壊食実験を実施し，1 分間に 1ある．

平方インチ当り 1 個のピットができるキャビテー

今回の壊食実験およびキャビテーション流動の観

ション数を壊食の初生として定義していることから，察から，壊食初生となるキャビテーション数はオリ

本研究においてもその定義を参考にして実施した．

フィス下流 50 mm と 75 mm でσ＝ 0.8 オリフィス

アルミ壊食試験片は流れ場に影響を与えないように

下流 100 mm でσ＝ 0.7 でキャビテーション遷移状

配管内壁に段差なく取り付け，ねじで固定した．壊態，もしくはそれに近い状態であることがわかった．

食試験片はオリフィス下流の 50 mm，75 mm および100 mm の箇所に取り付け，キャビテーション数 0.7〜 1.3 の範囲で，オリフィス平均流速を 15.0 m/s，

3.2

衝撃力センサーによるキャビテー
ション気泡崩壊圧測定

水温を約 20℃で実施した．また，試験時間を 30 分とした．キャビテーション壊食初生の判断について

次に試験部の内壁面に取り付けた衝撃力センサー

は光学顕微鏡で拡大した写真で直接ピットを確認すを使用し，キャビテーション気泡崩壊時に発生するることで判断した．図 7(a)〜(d)はσ＝ 0.7 〜 1.0

衝撃力測定を実施した．服部ら(8)はキャビテーショ

でオリフィス下流 50 mm の試験片の壊食面の写真でン噴流実験装置を使用した実験で，Al，Cu やステある．丸く窪み，撮影時に光を当てたときに反射がンレス鋼等の様々な材料の壊食試験片にて実験を起こらないものをピット（赤丸で囲んだ箇所）と考行っており，キャビテーション壊食量を衝撃力エネ

えた．σ＝ 0.7 および 0.8 では複数個見られるが，ルギー相当量（Σ Fi2 と呼ぶ．測定した衝撃力の 2

σ＝ 0.9 や 1.0 において壊食ピットは確認できない．

乗に測定個数をかけたもの）で評価しており，Σ

120

100 mm 75 mm 50 mm

5 mm（a）σ＝0.7（a）σ＝0.7
100 mm 75 mm 50 mm

5 mm
（b）
σ＝0.8

（b）σ＝0.8
100 mm 75 mm 50 mm

5 mm（c）σ＝0.9（c）
σ＝0.9100 mm 75 mm 50 mm

5 mm

（d）
σ＝1.0
図 7 アルミ試験片の顕微鏡写真（赤丸で囲んだ箇所が壊食ピット）（d）σ＝1.0
図8

キャビテーション流動写真

121

表1

キャビテーション数と壊食ピットの関係

キャビテーション数σ

オリフィスからの距離(mm)

0.7

○
○

0.75
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
○：壊食ピット有

100○に大きな値（それぞれ F1st，F3rd，F5thと呼ぶ）でそれぞれ評価を実施した．その結果を図 11(a)〜(c)に示す．図の各印は各実験条件での平均値を表し，そ

50
○
○

75

○
×

×
×

最も多く，全測定個数の約 80 ％であった（図 9 参

×
×

○
×
×
×

×
×

1.6 の測定結果では，衝撃力は小さく，最も大きい

×

×

×

×

の時の最大値と最小値を示した．全体的な傾向として衝撃力は小さく，0.1 〜 0.2 N 付近の測定個数が照）．オ リ フ ィ ス 下 流 50 mm の 場 合，σ ＝ 1.1 〜
衝撃力でも 2.0 N を超えていない．次にσ＝ 1.0 〜
0.9 の範囲では全体的な傾向はσ＝ 1.1 〜 1.6 の範×：壊食ピット無囲と同様である．しかし，数は少ないが，1.5 N 以
上の衝撃力が発生しており，F1stではσ＝ 1.0 で 4.0
Fi2 で 107 〜 108 の範囲の高壊食領域では平均壊食量

N が計測されている．F3rd，F5thの場合ではσ＝ 1.1

深さ（MDERmax）と非常に良い相関が得られてい〜 1.6 の測定値と比較して，少し大きくなっている

る．このセンサーを使用することでキャビテーショが有意な差は確認できなかった．

ン壊食の初生についても評価できる可能性があるこ

次にσ＝ 0.8 〜 0.7 の範囲では測定される衝撃力とから，衝撃力センサーによるキャビテーション壊も大きくなり，その測定個数も増加している．壊食

食初生評価ついて検討した．キャビテーション数をピットが検出されたσ＝ 0.8 以降の衝撃力が大きくパラメータとし，オリフィス下流の 50 mm，75 mm

なっており，壊食ピットとの相関性があると考えら

および 100 mm の箇所に衝撃力センサーを取付けてれる．測定された衝撃力はσ＝ 0.8 以下において，測定を行った．それぞれ 1 分間の測定を 3 回実施しF1stは 2.0 〜 8.0 N，F3rdは 1.3 〜 4.0 N，F5thは 1.0

た．実 験 条 件 は σ ＝ 0.7 〜 1.6 と し，流 速はオリ〜 3.0 N となっている．

フィス平均流速で 15.0 m/s とした．図 9 はその測
2

これらの結果から，F1st で評価すると，今回の壊定結果の一例である．図 10(a)〜(c)にΣ Fi で整理

食片での実験において壊食が始まるキャビテーショ

した結果を示す．オリフィス下流の 50 mm ではキャン数と衝撃力が増加し始めるキャビテーション数で2

ビテーション数が低下するにつれてΣ Fi は低下傾は，壊食が発生するキャビテーション数に少しのず向であるが，キャビテーション数の違いによる大きれがあり，ばらつきも大きいことがわかる．次にな変化は確認できず，σ＝ 1.6 の場合を除き，約F3rd では壊食試験結果と，衝撃力が増加し始める

9500 〜 11000 の間であった．キャビテーション壊食

キャビテーション数は一致し，ばらつきも比較的小の初生段階であるσ＝ 0.8 においても特に違いは見

さい．F5th の場合では衝撃力が増加し始めるキャビ

られない．また，オリフィス下流の 75 mm や 100

テーション数と壊食ピットが発生するキャビテー

mm の場合でもほぼ同様であり，キャビテーション

ション数はほぼ一致するが，壊食が発生する条件で2数による違いはあまり見られず，Σ Fi はそれぞれ9000 〜 10500，7500 〜 10000 程度である．オリフィ

1.E+06ス下流 100 mm の箇所は，オリフィス出口から最も1.E+05

遠く，流速が低下したことから衝撃力の値が小さく比較するとΣ Fi2 は 3 〜 4 桁も小さく，非常に弱い
キャビテーションであることがわかった．
次に衝撃力センサーで測定した衝撃力による評価を実施した．1 分間の衝撃力測定を 9 回実施し，キャビテーション壊食初生に関する最適な評価につ

1.E+04個数なったと考えられる．また，服部らの実験結果(8)と1.E+03
1.E+02
1.E+01
1.E+00

いて検討した．壊食初生段階の実験のため，壊食量が少なく，キャビテーション気泡による衝撃力が弱いことを考慮し，計測された衝撃力の 1，3，5 番目

1
2
3

図9

0

1

2

3
4
衝撃負荷
（N）

5

6

衝撃力センサーによる測定結果の一例（σ＝ 0.7，オリフィス下流 50 mm）

7

122

16

15000

14

ΣFi 2

10000

50 mm

5000

衝撃力
（N）

壊食有

F 1st
F 3rd
F 5th

壊食有

12
10
8
6
4

0

2
0.0

0.5

1.0

1.5

0

2.0

キャビテーション数

0.5

1
キャビテーション数(a)オリフィス下流 50 mm

1.5(a)オリフィス下流 50 mm

16

15000

F 1st
F 3rd
F 5th

14

壊食有

ΣFi 2

75 mm

5000

衝撃力
（N）

12

10000

壊食有

10
8
6
4
2

0

0.0

0.5

1.0
1.5
キャビテーション数

0

2.0

0. 5

1
キャビテーション数(b)オリフィス下流 75 mm

1. 5(b)オリフィス下流 75 mm
16

15000

14

壊食有

ΣFi 2

10000

100 mm

5000

衝撃力
（N）

12

壊食有

F 1st
F 3rd
F 5th

10
8
6
4
2

0

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

キャビテーション数(c)オリフィス下流 100 mm
図 10

キャビテーション数と衝撃力エネルギー相当量

0

0.5

1
キャビテーション数(c)オリフィス下流 100 mm
図 11

キャビテーション数と衝撃力

1.5

123

5

も（オリフィス下流 75 mm，σ＝ 0.8）出力値が小さいため，少し精度が悪いと考えられる．
撃力に有意な差が生じ，壊食初生時の評価が可能であると考えられる．
加速度センサーによる配管外面からの壊食評価に関しては F3rd による測定結果を用いることとし，
F3rd の衝撃力が 1.5 N 以上であることが，キャビテーションの壊食実験と 1 つの判断基準として評価

出力電圧値
（V）

これらの結果から，壊食発生時と非発生時では衝

大鋼球
小鋼球

4
3
2
1
0

0

50

100

150

200

円柱棒長さ（mm）

できる．

図 12 鋼球落下試験結果

4. 加 速 度 セ ン サ ー に よ る キ ャ ビ テ ーション壊食評価
3 mm，質量 0.11 g）の 2 種類で実施し，伝達棒の4.1

鋼球落下試験

長さを 10 mm 〜 200 mm とし，加速度センサー測定
値は最大電圧値とした．その測定結果を図 12 に示アルミ試験片による壊食実験によって，オリフィ
ス 下 流 50 mm お よ び 75 mm で は σ ＝ 0.8，オ リ

す．
大きい鋼球による落下試験では，円柱棒長さが 30

フィス下流 100 mm ではσ＝ 0.7 においてキャビ

mm までは出力電圧値はほぼ一定である．円柱棒長

テーションの壊食ピットが確認された．実際のプラさが 30 mm 以下になると出力電圧値は大きくなってントでの配管材料はアルミではなく，炭素鋼やステおり，20 mm のときで約 1.3 倍，10 mm のときで約

ンレスといった壊食に強い材料であるが，今回の実

1.6 倍であった．一方，小さい鋼球での落下試験で験において壊食発生した流動状態は遷移キャビテー

は，伝達棒長さによる出力電圧値の差は確認できなションで，壊食が発生しやすい状態である．また，かった．この結果から，衝撃力が大きい場合は，伝八木ら (4) が銅試験片を用いた実験においてはオリ

達棒の長さが短くなると出力値が大きくなり，衝撃

フィス下流の 20 〜 180 mm（0.5 D 〜 3.5 D）の範

力が小さい場合は伝達棒長さの影響が少ないという囲で 1 時間当たり 0.05 〜 0.15 mg/h の壊食が生じことがわかる．今回，加速度センサーによる配管外ており，壊食が少ない初生段階のキャビテーション

面からの出力電圧測定に使用した試験体の厚みはでも数十年といった長時間キャビテーション状態に

5.5 mm であり，実際のキャビテーション気泡崩壊

さらされることにより壊食が進むことが考えられる．

による衝撃力よりも大きく測定されると考えられ，その場合にキャビテーションの発生の評価と同時に，実機に適用する場合には補正する必要があると考え簡易的にキャビテーションの壊食の発生を判断できられる．

ることが望ましいと考える．そこで，試験部をステ
ンレス鋼材の配管とし，配管外面に加速度センサーを取り付け，キャビテーション数をパラメータとし4.2

配管外面に取り付けた加速度センサーによる壊食評価

た加速度センサー出力値と衝撃力センサーによる測定値との相関性について検討することとした．

配管外面に取り付けた加速度センサーによる出力測定の前に配管の厚みによる加速度センサー出力

電圧測定は，八木(4)らの銅試験片を用いた壊食実験

電圧値の影響を確認するために，ステンレス鋼材のにて壊食量の多かった 75 mm と 100 mm とした．各

円柱伝達棒の長さを変化させた鋼球落下試験を実施

キャビテーション数で 5 〜 10 回測定を行った．加速した．

度センサー出力電圧の最大と最小値の差（以降 P-P

測定方法は加速度センサーを円柱棒の下端面に両電圧値という）と加速度出力電圧の RMS 値を求め，面テープで取り付け，鋼球を円柱棒の上端面に同じ

衝撃力センサーでの測定結果との比較を行った．加高さから自然落下させることで実施した．大きい鋼

速度センサーによる測定結果をそれぞれ図 13(a)(b)球（直径 7 mm，質量 1.48 g）と小さい鋼球（直径と図 14(a)(b)に示す．図には各キャビテーション数

124

6
5
4

3

3

2

2

壊食有

0

0.5

キャビテーション数

1.5

5
4
3

0.1

2
1
0

0.5

(a)オリフィス下流 75 mm

2

壊食有

加速度出力電圧（V）32

衝撃力（N）

加速度出力電圧
（V）

4

7

0.2

6
5

8

壊食有

7
加速度センサー
衝撃力センサー306

加速度センサー
衝撃力センサー

0.15

5
4

0.1

3
2

0.05

1

1
0

0.5

1

1.5

0

2

0.25

8

1

1.5

(a)オリフィス下流 75 mm

6

4

1
キャビテーション数 σ

σ

5

6

0.15

0

0

2

0.2

0.05

1
1

7
加速度センサー
衝撃力センサー

2

0

衝撃力
（N）

1

加速度出力電圧
（V）

4

0.25

衝撃力
（N）

加速度出力電圧（V）

加速度センサー
衝撃力センサー

8

壊食有

衝撃力
（N）

7

5

0

0.3

8

6

0

0

0.5

1

1.5

2

0

キャビテーション数 σ

キャビテーション数(b)オリフィス下流 100 mm(b)オリフィス下流 100 mm

図 13 キャビテーション数と最大 - 最小電圧値（P-P 電圧値）

図 14 キャビテーション数と出力電圧 RMS 値で測定された最大値と最小値と平均値と衝撃力セン

比較して緩やかであり，信号のばらつきが大きくな

サーで測定した衝撃力を示した．

るのは壊食が始まるσ＝ 0.7 付近からで，衝撃力セキャビテーション発生の初生段階であるσ＝ 1.2

σ

ンサーによる測定値とも定性的に一致している．

では，P-P 電圧値は小さく，平均値で 0.2 V 程度で

P-P 電圧値と出力電圧 RMS 値の評価もどちらもある．キャビテーション数を小さくしていくと，衝撃力センサーによる測定結果と定性的には一致す

徐々に出力値は大きくなっていき，壊食し始めるσ

る結果となった．ばらつきがあまりなく，キャビ＝ 0.7 においては平均値で 2.5 V を超え，測定値のテーション壊食が発生するキャビテーション数で出ばらつきが非常に大きくなっており，最大で 4.0 V

力値が大きくなる点において出力電圧 RMS 値のほを超え，最小値が 1.4 V である．ばらつきが大きくうが精度よく評価できていると考えられる．また，なってくるのはσ＝ 1.0 以下になってからであり，壊食が発生する時の加速度センサーの値は P-P 電圧

壊食が始まるキャビテーション数より高い．これら

値で 2.0 V，RMS 値で 50 mV を超える時がしきいの原因としては，キャビテーション気泡の崩壊によ値となると考えられ，実機において壊食初生を判断

り，衝撃力が発生して出力値に変動が生じているとする場合に，過大評価ではあるが，判断基準になる考えられる．また，これらの出力値の変動はキャビと考えられる．

テーションを判断基準の 1 つになると考えられる．
衝撃力センサーによる測定値とも定性的に一致している．出力電圧 RMS 値で整理した場合の傾向もほぼ同様であるが，出力値の変動成分は P-P 電圧値と

125

5. 結言

Vol.190, pp.291-297 (1994).
(２) P. Moussou, S. Cambier, D. Lachene, et al.,

運転中のプラントにおける配管外面からのキャビ“VIBRATIONINVESTIGATION

OF

A

テーション壊食初生評価を検討するために，オリFRENCH PWR POWER PLANT PIPING

フィス下流におけるキャビテーション壊食実験とSYSTEM CAUSED BY CAVITATING BUT-

キャビテーション気泡の衝撃力測定実験および配管

TERFLY VALVES,” ASME PVP-Vol.420-2,

外面に取り付けた加速度センサーによる測定の結果，

pp.99-109 , (2001).

以下のことが明らかとなった．

(３) 関西電力㈱美浜発電所 3 号機の点検結果につい(１) アルミ試験片によるキャビテーション壊食の発て（C-1 次冷却材ポンプ封水注入ラインベント

生するキャビテーション数σはオリフィス下流

弁溶接部付近からの漏洩の原因と対策），平成の 50 mm と 75 mm では 0.8，オリフィス下流

14 年 11 月 26 日，関西電力㈱.

の 100 mm では 0.7 であり，キャビテーション

http: //www. kepco. co. jp/pressre/2002/1126-

遷移状態に近いもしくは同等の状態である．

1j. html(２) キャビテーション気泡の衝撃力を直接計測でき(４) 八木良憲，村瀬道雄，“配管外部に取り付けたる衝撃力センサーを用いた実験と壊食実験との加速度センサーによるキャビテーション評価法

比較により，キャビテーション壊食発生時に衝の 検 討，”INSS JOURNAL, Vol.10, p.116

撃力が増加し始めることからキャビテーション(2003).

壊食初生と衝撃力に良い相関性がある．

(５) 水山成郎，村瀬道雄，八木良憲，“配管外部に(３) 配管外面に取り付けた加速度センサーによる測取り付けた加速度センサーおよび AE センサー

定結果から，キャビテーション壊食初生付近かによるキャビテーション検知手法の検討，”

らキャビテーション気泡崩壊による衝撃力のた

INSS JOURNAL, Vol.11, p.129 (2004).

めに出力値の変動が大きくなることがわかっ(６) 水 山 成 郎，村 瀬 道 雄，八 木 良 憲，“マ イ ク ロ

た．また，加速度センサー出力電圧と衝撃力セ

フォンによる配管外部からのキャビテーション

ンサーによる衝撃力測定結果とよい相関性があ

検 知 手 法 の 検 討”
，INSS JOURNAL, Vol.12,

り，キャビテーション壊食初生評価には出力電p.160 (2005).

圧 RMS 値での評価精度がよい．

(７) 水山成郎，村瀬道雄，“加速度センサーとマイ

今後は実際の原子力発電所で使用されるステンレ

クロフォンによるオリフィス外部からのキャビ

ス鋼材や炭素鋼での壊食初生実験を行い，加速度セ

テ ー シ ョ ン 検 知，”INSS JOURNAL, Vol.13,

ンサーによる配管外面からの評価を実施し，実機適p.115 (2006).

用に向けた精度のよい評価を行うことが課題であると考える．

(８) 服部修次ら，“ASTM 規格に基づくキャビテー
ション噴流法による壊食速度におよぼす流速およびキャビテーション数の影響，”日本機械学会 論 文 集（A 編），71 巻，709 号，pp.1276-

謝辞

1282 (2005).
(９) J. Poul Tullis, “Cavitation Guide for Control

本研究の衝撃力センサー測定実験，壊食ピットの判断や鋼球落下試験については福井大学との共同研
究として実施した．実験に協力いただいた福井大学の服部研究室の方々に感謝いたします．

文献(１) J. Ozol, J.H. Kim, J. Healzer, “CAVITAIONEXPERIENCE WITH CONTROL VALVES IN
NUCLEAR POWER PLANTS,” ASME-FED-

Valves,” NRC NUREG/CR-6031, (1993).