四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 6－11

数値流体解析による流れ場の再現（第２報）㈱四国総合研究所 エネルギー技術部㈱四国総合研究所 エネルギー技術部

キーワード：

流れ加速型腐食
数値流体力学
T管フローパターン
壁面噴流
乱流運動エネルギー

Key Words：

小川口深雪
杉本 健二

FACCFDT-junction
Flow pattern
Wall jetTurbulent kinetic energy

Reproduction of flow field by computational fluid dynamics (the second report)
Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Miyuki Ogawaguchi, Kenji Sugimoto

Abstract
The pipe wall thinning phenomenon due to flow-accelerated corrosion (FAC) sometimes occurs in carbon steel
piping in power plants. In accordance with the pipe wall thinning management rules established by the Japan
Society of Mechanical Engineers (JSME), the wall thinning is conservatively controlled by measuring wallthickness using ultrasonic waves. However, for locations where wall thickness measurement is difficult, such as
under reinforcement plates, it is desirable to predict the distribution of wall thinning. In this paper, we report on acase study of T-junction flow simulation using computational fluid dynamics (CFD), which was conducted prior tothe prediction of wall thinning by FAC.
CFD flow analysis was performed on a T-junction flow visualization experiment to understand the flow
behavior at the T-junction confluence. It was confirmed that the CFD analysis was consistent with the relationshipbetween the momentum ratio of the flow in the main pipe and the branch pipe and the flow pattern, that it
reproduced well the complex flow field at the T-junction confluence, and that it was in good qualitative andquantitative agreement with the flow velocity distribution in the flow experiment.
The distribution of turbulent kinetic energy, which is one of the hydrodynamic parameters related to theevaluation of wall thinning in FAC, was confirmed at the inner wall of the pipe. As in previous studies on wall
thinning, two peaks were found to occur in the wake of the confluence.

－ 6 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）下部（枝管側）の内壁に押し付けられるような「壁1. はじめに原子力や火力の発電プラントの給水・復水系統面噴流」、枝管噴流が主管の中央付近を通るようななどの炭素鋼配管では、流れ加速型腐食（FAC :「偏向噴流」、枝管噴流が主管上部（枝管と反対側）

Flow-Accelerated Corrosion）などによる配管減に衝突する「衝突噴流」がある。枝管の流速を一肉が生じることがあり、仮に配管破損に至った場定とした場合、主管の流速が小さくなるにつれ、合には高エネルギー流体が噴出し、人や設備に対壁面噴流から衝突噴流へ移行する。

して大きな影響を与える可能性があるため、適切これらの 3 つのフローパターンは流入条件の違な管理が求められている。現在では、日本機械学

いにより分類でき、主管を流れる流体の運動量（Mm）

会の規格1),2)

に従って、超音波による肉厚測定により保守的な管理がなされているが、補強板下なと枝管を流れる流体の運動量（Mb）の比 M（=MRm/M b）により判別できる 4）。

どの肉厚測定が難しい箇所に対しては、減肉分布予測が望まれている。
FAC のメカニズムについては一部未解明の点が残されているものの、配管内面における鉄イオンの溶出が、流れ場の局所的な乱れにより加速され主管る一種の腐食現象と考えられている。FAC の発生・進展傾向は、環境（温度、溶存酸素濃度、pH 等の水質）、配管材料（クロム等の含有量）、流れ場（流速、配管形状）により大きな影響を受けることが枝管知られている 3)。FAC の発生しやすい配管形状と(ａ)しては、流路断面積が変化するオリフィスや流れ壁面噴流（1.35＜MR）

方向が曲げられるエルボ等があり、実際に FAC が発生している部位の例として、PWR では主給水ポ
ンプ吸込配管、ヒータードレン・給水加熱器抽気配管が挙げられる 1)。
第１報では、基本的な流れ場であるバックス

主管

テ ッ プ 流 れ を対 象 と した数 値 流 体 力 学（ CFD :Computational Fluid Dynamics）による再現解析を報告した。本報では、実機における偏流発生部位であるＴ管流れを対象とした CFD による再現事

枝管例を報告する。

(ｂ)

偏向噴流（0.35＜MR＜1.35）

2. 流れ場の再現解析
プラントで多数使用されているＴ字形配管において、主管の流れと枝管の流れが合流する部位では流れに乱れが生じ、複雑な流れ場となる。ここでは、Kamide ら4）による熱流動現象に着目したＴ

主管

管流れの可視化実験を対象に、合流部における流れの挙動の把握を行う。
2.1 Ｔ管流れ

枝管

Ｔ管合流部におけるフローパターンは、枝管からの噴流の向きによって特徴づけられる（図 1）。
代表的なフローパターンとして、枝管噴流が主管－ 7 －(ｃ)図1

衝突噴流（MR＜0.35）

Ｔ管合流部のフローパターン

数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

次に、解析条件を表 1 に示す。流入境界には流2.2 実験体系
Kamide ら 4）は、熱流動現象に着目したＴ管流れ速（主管：1.46m/s，0.46m/s，0.23m/s、枝管：1.0m/s）

場を対象に、詳細な温度分布ならびに速度分布をを、流出境界には基準圧力 0Pa を与えた。管壁面確認する実験を行った。実験では図 2 のように、には No Slip 条件を、対称面には Slip 条件を与え内径（Dm）150mm の水平に置かれた主管に、内径（Db）た。ここで、壁面近傍における流れ場の再現精度

50mm の枝管が鉛直方向から合流するＴ字管体系を確保するために管内面に 5 層の境界層メッシュとしている。作動流体は水である。主管流速（Vm）を設定した（図 3 下）。また、乱流モデルとして、を 0.1～3m/s、枝管流速（Vb）を 0.5～1.5m/s の範第１報においてバックステップ流れを精度良く再囲で実験を行っている。

現できていた SST k-εを採用した。
解析には汎用数値流体解析ソフトウェア ANSYS

1050mm
入口整流用
バッファー

φ150mm

2770mm

900mm

主管（Dm:φ150mm）

500mm

Fluent 2023 R2（Ver.23.2）を使用した。
表1

枝管（Db:φ50mm）

図2

解析条件

流体密度998.2 kg/m3

流体粘性係数

1.003×10-3 Pa･s

実験模式図

枝管流入境界：1.0m/s
主管流入境界：3 ケース

2.3 解析方法

1.46 m/s（運動量比 MR=8.1 ）解析モデルを図 3 に示す。モデル化範囲は図 2

境界条件の実験模式図と同様に、主管上流側には入口整流0.46 m/s（運動量比 MR=0.81）
0.23 m/s（運動量比 MR=0.20）用バッファーを含め、合流部下流は実験の測定範

流出境界：0 Pa囲を含む 6Dm (900mm)とした。配管が軸対称である

壁面境界：No Slip 条件

ため、1/2 領域対称の 3 次元モデルとした。主管

鏡面境界：Slip 条件と枝管の中心軸の交点を原点とし、奥行き方向をx、高さ方向を y、主管流れ方向を z としている。
18Dm
入口整流用バッファー

乱流モデル

SST k-ε3. 解析結果
Vb

枝管（Db:φ50mm）

Vm

82,373 cells

6Dm

主管（Dm:φ150mm）

Dm

メッシュ数

3.1 フローパターン
フローパターンの確認のため、Ｔ管合流部近傍の代表断面における主管流体の質量分率コンター

合流部近傍を拡大（解析メッシュの一部を表示）を図 4 に示す。ここでは主管からの流れを赤色、枝管からの流れを青色で表している。図１に示した主管と枝管内流れの運動量比 MR とフローパターンの関係と整合が取れること、可視化実験結果 4）とよく一致する挙動を示すことなど、各フローパDm

ターンを定性的に再現できることを確認した。
詳細な流れの挙動を把握するため、壁面噴流（MR=8.1）におけるＴ管合流部近傍の代表断面における流速分布を図 5 に示す。図左側からの主管流れは枝管噴流を避けるように偏流し、図下側かDb

図3

らの枝管噴流の下流側には流速の遅い逆流領域
3 次元解析モデル（青色部分）の形成が確認できる。

－ 8 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

壁面噴流（MR=8.1）における 3 次元的なフロー

main flow fraction
0.00.5パターンの模式図と水平断面（y=-0.43Dm）におけ1.0る流線図を図 6 に示す。枝管噴流の背後に１対の渦が形成されていることが確認できる。これは、
枝管噴流が主管の流れに対する障害物的な役割となって、カルマン渦的な流れが発生しているためと考えられる。以上のことは実験でも確認されており、解析においても合流部の複雑な流れ場を良好に再現できたと考えられる。

(ａ) 壁面噴流 (MR=8.1，Vm=1.46m/s)(ｂ) 偏向噴流 (MR=0.81，Vm=0.46m/s)▲-0.53Dm

図6

▲
0.5Dm

▲
1.0Dm

壁面噴流（MR=8.1）におけるフロー模式図，(ｃ) 衝突噴流 (MR=0.20，Vm=0.23m/s)

図4

枝管水平断面（y=-0.43Dm）上の流線解析図

合流部におけるフローパターン
3.2 実験データとの比較
流れの定量的な評価のため、壁面噴流（MR=8.1）
における流速分布について、実験と解析の比較を
Velocity normalized by Vm

行った。主管の上流側 z=-0.53Dm および下流側

0.0 0.5 1.0 1.5z=0.5Dm，z=1.0Dm の位置での、軸方向速度成分（Vz）を主管平均流速 Vm=1.46m/s で規格化した規格化平均流速（Vz/Vm）の y 方向分布の比較を図 7 に示す。

▲z=-0.53Dm▲z=0.5Dm▲z=1.0Dm▲ y=-0.43Dm

主管上流位置 z=-0.53Dm における流速分布（図7(ａ)）に関して、実験値は主管の下方（y＜0）で流速が小さくなっている。実験装置と同様に主管上流の入口整流用バッファーをモデル化することで、解析においても同様の挙動となることを確認した。
図5代表断面流速分布

壁面噴流 (MR=8.1，Vm=1.46m/s)－ 9 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）主管下流位置 z=0.5Dm における流速分布（図0.5y / Dm7(ｂ)）に関して、実験値(Exp.)および解析値(CFD)Exp.

は y＜-0.3Dm の領域で負の値を示しており、これCFDは枝管噴流の背後に逆流領域が発生していることを表している。

0主管下流位置 z=1.0Dm における流速分布（図7(ｃ)）に関して、解析値は y=-0.3Dm 近傍で若干低めの流速を示したものの、実験値と概ね整合がとれることを確認した。

-0.5-101Vz / Vm

23

各位置における流速分布について、実験値と解析値は定性的に一致し、定量的にもおおむね一致している。

(ａ) z=-0.53Dm

4. 考察
FAC の減肉評価に関連する流体力学パラメータ0.5

y / Dmのひとつと考えられる乱流運動エネルギーについExp.て、壁面噴流（MR=8.1）における管内壁での分布をCFD

図 8 に示す。合流部後流において、乱流運動エネルギーが高い領域が確認される。

0

枝管端部の垂直断面（z=0.5Db ）における各フローパターンの壁面乱流運動エネルギー分布を図9 に示す。角度は合流部を 0°とし、反時計回りを正とする。また、乱流運動エネルギーは、主管流-0.5-101Vz / Vm

23

速ごとの最大値で無次元化した値を示す。各フローパターンとも、約±15°合流部近傍の 2 つピークがあることが確認できる。

(ｂ) z=0.5Dm

Ｔ管における減肉に関する既往の研究 5),6)より、FAC 減肉評価として合流直後に 2 つのピークが見られるとしており、図 8 および図 9 で示した結果0.5はこれらと整合する。
Exp.

y / Dm

CFD
Turbulent Kinetic Energy

0min.

max.

-0.5-101Vz / Vm

23▲
-0.53Dm(ｃ) z=1.0Dm
図7規格化流速分布

図8（○：実験値(Exp.)4），―：解析値(CFD)）▲
0.5Dm▲
1.0Dm

0.5Db

壁面噴流（MR=8.1）における内壁上の乱流運動エネルギー分布（1/2 領域表示）－ 10 －

数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

［謝辞］
本研究は、四国電力㈱原子力本部殿より委託を受け実施したもので、ご協力いただいた関係各位に深く感謝いたします。
［参考文献］
1)

日本機械学会：「発電用設備規格 配管減肉管理に関する規格（2016 年版）」，JSME S CA12016

2)

日本機械学会：「発電用原子力設備規格 加圧水型原子力発電所 配管減肉管理に関する技術規格（2016 年版）」，JSME S NG1-20163)
図9

歌野原陽一，村瀬道雄，中村晶：「炭素鋼配管枝管端部垂直断面（z=0.5Db）におけるでの流れ加速型腐食に関する研究」，日本機械

内壁の乱流運動エネルギー分布

学会 流体工学部門，2016，https://www.jsmefed.org/papertech/2016_01/001.html

4)

H. Kamide, M. Igarashi, S. Kawashima, N.
Kimura, K. Hayashi ： Study on mixing

5. まとめbehavior in a tee piping and numerical

FAC 減肉予測に先立って、実機における偏流発生部位であるＴ管合流部を対象に流れ解析を行っanalyses for evaluation of thermal striping,

た。その結果、主管と枝管内流れの運動量比 MR とNuclear

3 つのフローパターンの関係に対して整合が取れ

pp.58–67, 2009ていること、Ｔ管合流部の複雑な流れ場（流線）

5)

EngineeringandDesign239

川口和貴，山縣貴幸，森田良：T 字配管合流部を良好に再現すること、流動実験の流速分布と定の物質移動に関する実験的研究，第 25 回動性的および定量的におおむね一致していること、力・エネルギー技術シンポジウム，20216)などが確認できた。

林健，Tong TONG，恒吉達矢，辻義之：T 字また、FAC の減肉評価に関連する流体力学パラ配管合流部での FAC における物質移動係数メータのひとつと考えられる乱流運動エネルギーの分布に関する研究，日本機械学会東海支部について、管内壁面での分布を確認した。その結第 69 期総会・講演会講演論文集，No.203-1，

果、減肉に関する既往の研究と同様に、合流部後2020流において２つのピークが確認された。
今後は、実験や実機の FAC 減肉データと流体力学パラメータの関連性調査等を予定している。

－ 11 －