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加速度センサーとマイクロフォンによるオリフィスの配管外部からのキャビテーション検知
Detection of Cavitation Behavior using Accelerometer and Microphone outside of Piping at Orifice
水山

成郎 (Shigeo Mizuyama) ＊村瀬

道雄 (Michio Murase)＊

要約 キャビテーションによる振動, 壊食の発生は配管の潜在的な損傷要因であり, こうしたトラブルを防止するために, キャビテーションの発生を検知する手法の開発が必要である. 特に原
子力発電所などでは, 運転中にそれが評価できるように配管の外部からキャビテーションを検知できることが望ましい. 本研究では, 配管外部に取付けた加速度センサーと非接触のマイクロフォ
ンを用い, オリフィス下流でのキャビテーション検知について比較実験を行った. その結果, 以
下のような知見が得られた. (１) キャビテーションが発達すると, 加速度センサーの出力はキャビテーション気泡崩壊の激しい遷移状態で非常に大きな値となる. また, キャビテーション気泡が崩壊した時に生じる衝撃波と推定されるパルス状の信号を検出した. (２) 加速度センサーによる流れ方向の出力分布が, キャビテーション気泡の崩壊位置 (壊食箇所) で大きな値となることが確認された. また, キャビテーション発生箇所の上流と下流を比較すると, 遷移キャビテーショ
ン発生時は下流側が非常に大きくなることが確認された. (３) 非接触のマイクロフォンによる測定の結果, キャビテーションの発生によるパルス状の信号の検出や, オリフィス上流と下流でキャビテーションの有無による出力差が確認され, 加速度センサーによる検知手法と同様の手法で評価できることがわかった. また, 加速度センサーとの同時測定の結果, パルス状の信号の検出には時間差があり, その時間差から求められた速度は空気中を伝達する音速とほぼ一致した. これらの結果より, 非接触のマイクロフォンでも, 配管外面に取り付けた加速度センサーと同様にキャビテーション検知が可能であり, 比較基準データのない運転中のプラント配管でも流れ方向の出力の大小関係からキャビテーションを検知できる見通しを得た.
キーワード
Abstract

キャビテーション, 加速度センサー, マイクロフォン, 出力分布, 周波数分析, 衝撃波, オリフィス
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 needed
to develop a detection method of cavitation. Especially, in a plant system such as nuclear power
plants, it is preferable to detect them by measuring outside of pipes during platnt operation. In thispaper, the detection methods of cavitation using an accelerrametor and a microphone wereexperimentaly examined and compared each other. As a result: (１) Output of the accelerometer
varied with the cavitation number, and its output voltage increased with development of cavitation.
When cavitation occured, a pulse shaped singnal, which might be a shockwave by collapse ofcavitation bubbles, was clearly detected. (２) Output distribution of the accelerometer in the flow
direction became large where cavitation bubles collapsed, and output voltage of the accelerometer
downstream of the orifice was larger than that of the accelerometer upstream of the orifice. (３) The
measurement results with the microphone were similar to those of the accelerometer qualitatively,
pulse-shape signals were detected, and defference of output voltages between microphones upstream
and downstream of the orifice were measured. In the simultaneous measurements by theaccelerometer and the microphone, both sensors detected the shockwave considered to be generated
at the same time with a time delay of the microphone. The sound velocity evaluated from the timedelay agreed well with the sound velocity in the air. Using the characteristics of the measurement
results, cavitation detection using a microphone without contacting pipes could be performed like anaccelerometer mounted on the pipe surface, and cavitation could be detected from the distribution of
output voltages in the flow derection even in pipings of a plant without data base to compare.
Keywords

cavitation, accelerometer, microphone, output distribution, frequency analysis,
shockwave,orifice＊(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

116

加速度センサー出力特性との対応から, マイクロフォ

1. 緒言

ンの流れ方向出力差について検討すると共に, 加速
弁やオリフィスなどの配管絞り部では流速が局所度センサーとマイクロフォンの同時測定によりパル

的に速くなるため圧力が低下し, 圧力が飽和蒸気圧

ス状波形の検出特性について詳細に調べた. そして,以下になるとキャビテーション気泡が発生する. 下

最後に実機適用性についての考察を述べる.

流の流路拡大部で流速が低下すると, 圧力回復によって気泡が崩壊し, 衝撃波が発生する. この衝撃波が2. 実験装置と実験条件

壊食や振動を引き起こし, プラント配管の潜在的な損傷要因となる(1) (2). 近年の原子力発電所におけるト(3)実験に用いたループの概要を図 1 に示す. 実験ルー

ラブル事例 では, プラントの通常運転中ではなく,

プは, レザーバ, ポンプ, 試験部と配管で構成されプラントの起動や停止といった設計では考慮されてる閉ループ構造である. レザーバは容積が 1.28m3 のいない運転操作でトラブルが発生している. したがっ

圧力容器であり, 3.2 MPa までの加圧が可能である.

て, 運転操作時にキャビテーションの発生を検知で供試流体の温度調整はレザーバ内部のヒータで行い,きれば, トラブル発生の未然防止に有効な手段とな

1℃の精度で水温の調整 (150℃以下) が可能である.

る. キャビテーション検知手法としては, 加速度セ流量は試験部上流に取り付けた電磁流量計で測定し,ンサー(4), アコースティックエミッション (AE) セン

圧力は試験部上流と下流の圧力計で測定した.

(5) (6)(7)やマイクロフォン などを使用した手法が検また, 供試流体の温度はレザーバに設置した温度

討されている. しかしながら, 従来の研究の多くは計で測定した. 実験ループの圧力はレザーバに接続

主としてターボ機器を対象としており, 配管におけした窒素ボンベにより調整した. 実験流速はポンプ

るキャビテーション検知手法に関する研究報告はあの回転数をインバータにより制御して調整した. 供

サー

まり見られない. また,プラント配管系では保温材が試流体には雑用水を用いた. 供試流体中の溶存気体

取り付けられている配管や高所の配管も多数あり,の量が気泡の発生や気泡崩壊時の衝撃力に影響を与配管へ直接取り付ける方法ではキャビテーション検えると考えられることから, 実験前と実験後に溶存知が困難な場合がある. そこで, 本研究では, 起動

酸素濃度を測定し, 大きな変化がないことを確認し停止を含む運転中にプラント配管でのキャビテーショ

た (3〜6g/m3 ). 本実験では水温を約 25℃とした.流速

ン発生を検知する手法を確立することを目的とした.

は加速度センサーの許容最大加速度を考慮して管内

昨年度までの報告で, オリフィス下流でのキャビ

平均流速を約 4m/s とした.

テーションを対象に加速度センサーと AE センサーを用いて検知手法について検討し, 出力信号の強度が壊食量分布とよく対応すること, 強いキャビテーショ
ンではパルス状の波形が検出され複数のセンサーによる同時測定とパルス状波形の検出時間差から衝撃力の発生位置を検出できることを明らかにした(8)(9).
この結果から, 流れ方向の出力分布や衝撃力発生位置の同定により, 比較基準データがなくノイズが大
きいプラント配管でのキャビテーション検知に適用

図1

試験ループ

できる見通しを得た. 一方, 配管外面に設置する加速度センサーや AE センサーは高所の配管や高温の配試験部を図 2 に示す. 試験部は内径 49.5 mm で, 可管に取り付けられている保温材のため, 測定が困難

視化実験用のアクリル材とプラント配管を模擬したであることから, 前報では非接触のマイクロフォン

ステンレス鋼材(SUS 304)の 2 種類とした. 加速度セを用いて測定し, 8kHz のハイパスフィルタ (以降ンサーとマイクロフォンでの測定にはステンレス鋼

HPF という) 処理によりパルス状の波形を検出できる材の試験体を使用し, 絞り部には内径 24.75mm のス

こと, 加速度センサーとの同時測定により同一の衝テンレス鋼製オリフィスを使用した. オリフィス部

撃波を検知していることを確認した(10). 本報告では,マイクロフォンのプラント配管への適用を考慮し,での平均流速は約 15m/s である. 配管の厚さは 5.5mm
である.

117

3. 加速度センサーによる測定結果と考察
3.1

可視化実験結果と加速度センサー
出力波形

キャビテーションが発生していない状態 (σ＝2.8)
図2からキャビテーション数を低下させ (σ＝1.8, 1.4,

試 験 部0.9) 強いキャビテーション状態 (σ＝0.7) に至る加速

キャビテーション状態を表す無次元パラメータであ度センサー出力波形 (アクリル試験体) と流動状態をるキャビテーション数σは次式で定義した.

図 4 に示す. データの記録時間は 0.2 秒で加速度センサーの取付位置は, オリフィス出口から下流 100 mm(1)とした. キャビテーションが発生していないσ＝2.8では出力は微小であるが, 初生段階にあるσ＝1.8 や

ここで, Pd はオリフィス下流の圧力 [MPa], Pv は実1.4 では小さな出力変動が多数連なった波形が得られ

験水温での飽和蒸気圧 [MPa], ρは実験水温での流た. キャビテーションが発達し始めるσ＝0.9 や, か

体密度 [kg/m3 ], V はオリフィス部での平均流速[m/s]なり発達したσ＝0.7 になるとパルス状の信号が検出である.

され, 発達するつれて信号頻度も増加した. 従って

図 3 に本研究で用いた加速度センサーとマイクロσ＝0.9 や 0.7 のようなキャビテーションが発達した

フォンによる測定システムを示す. 本研究では高周状態ではパルス状の信号の存在によってキャビテー

波数帯域まで測定可能な圧電型の加速度センサー

ション発生の検知が可能であり, その出力波形の大(TEAC 製, 703 FB, 0.3 Hz〜45 kHz) を使用し, その

きさと頻度によりキャビテーション強さの程度を分加速度信号はアンプを通してデジタルオシロスコー

類することも可能と考えられる. ただし, プラント

プに保存した. 加速度センサーは試験部に薄膜の両配管では実験装置とは異なり, ポンプやモータの振面テープで取り付けた後, 樹脂製バンド (ロックタイ)

動といった多数のノイズが検出されることが予想さで固定した. 非接触型センサーのマイクロフォンはれる.

コンデンサマイクロフォン (小野測器製：MI-1233,
20 Hz 〜20 kHz) を使用した. マイクロフォン出力
電圧はマイクロフォン出力増幅器にて出力変換し,オシロスコープで波形を測定した. また, リアルタ
イムでのフィルタ処理を行うため, フィルタユニッ
ト (小野測器製, PS-701) を必要に応じて使用した.
データは実験終了後, パソコンで処理した. 測定した波形のデータは波形解析ソフト (フルイドテクノロ
ジー社製, DADiSP) にて処理を行った.

図3

測定システム

118

図4

3.2

各キャビテーション数における流動状態と出力波形 (V ＝15.0〜15.4m/s)

キャビテーション数とセンサー出力

ス下流の気泡は目視できないほど細かく淡い状態であった. 出力はσ＝2.0 付近まで緩やかに増加した後キャビテーション数の変化による衝撃強さの変化に低下し始め, σ＝1.8〜1.4 の範囲で極小となった.

を評価するために, 加速度センサーをオリフィス出

σ＝1.6 付近で気泡が目視できるようになることから口から下流 100mm とオリフィス出口から上流 90mm

も, σ＝1.4 付近までを初生領域と考えた. さらにσに 取 り 付 け , オ リ フ ィ ス 平 均 流 速 を 一 定 (15.0〜を低下すると, 出力が増加し, σ＝0.6 付近でピーク

15.4m/s) とし, キャビテーション数をパラメータにに達した. σ＜0.6 ではスーパーキャビテーション状

して配管壁面が受ける衝撃加速度を測定した. この態となり, 出力は低下した.

時の加速度センサーの出力変化を図 5 に示す.

オリフィス上流 90mm に設置した加速度センサーのオリフィス下流 100mm に設置した加速度センサー

出力もオリフィス下流 100mm に設置した加速度センの出力はσ＝2.4 付近から増加し始めた. この状態でサー出力と同様に, σ＝2.4 付近から増加し始め, σ＝はキャビテーション音が聞こえ始めるが, オリフィ

1.8 付近でピークに達し, 下流側よりも出力電圧 RMS

119が大きくなった. その後, 出力は低下しσ＝1.4 付近

0.47mV と非常に小さい. また, 出力分布は上流側とで極小値となった. その後出力はσ＝0.6 まで緩やか

下流側の出力電圧 RMS の出力差や局所的に大きくなっに上昇し, σ＜0.6 では出力は低下した.

ている箇所がなく, 気泡崩壊が無いことを示してい一方, キャビテーションの初生段階では, オリフィ

る. 次にσ＝1.4 の場合では, 最大出力電圧値は

ス内部で気泡の発生と崩壊が生じているため, オリ

5.5mV とσ＝2.8 と比較して, 出力電圧が約 10 倍上昇

フィス上流側の出力が大きくなり, 遷移キャビテー

している. また, 出力分布は下流側より上流側の出ションでは気泡の発生と崩壊がオリフィスの下流に力電圧 RMS が大きくなっており, その出力差は約 2拡大するためオリフィス下流側の出力が大きくなる倍となっている. 上流側が下流側よりも大きくなる

ことが確認された.

ことは気泡崩壊がオリフィス内で発生し, 上流側にこのように, キャビテーション数の変化によってその衝撃力が伝播したと考えられる. σ＝0.7 の場合

出力が異なることが確認されたが, プラント配管ででは, 最大出力電圧値で 74.9mV となり, σ＝1.4 と圧力や流量調整によるキャビテーション数の変化に比較して, 10 倍以上上昇している. また, 出力分布

よって基準データを取得することはプラント運転管

は下流側が上流側の 10 倍と大きく, キャビテーショ

理上の問題があるため困難である.

ン気泡崩壊による衝撃力が下流部で激しく発生していることを示している. このように, 加速度センサー
による流れ方向の出力分布測定から衝撃波発生箇所を簡易評価できる可能性がある.

図5

キャビテーション数と加速度センサー出力電圧3.3

流れ方向の加速度分布測定

キャビテーション発生時には気泡崩壊によって衝撃波が発生し, 局所的に出力が大きくなり, 発生していない箇所との相対比較を実施することでキャビテーション気泡の崩壊位置の予測が可能と考えられる. 通常, キャビテーション気泡が発生する箇所は絞り部以降の下流と考えられ, 配管に他の加振源からの振動やノイズがあったとしても同一配管上の近い箇所であれば, 絞り部の上流側と下流側で大きな出力差は生じないと考えられる. そこで, 上流側と下流側の複数箇所で加速度センサー出力電圧実効値(RMS) の測定を行い, その出力分布からキャビテーショ
ン検知の可能性を検討した.
キャビテーション数を変化させたとき (σ＝2.8,
1.4, 0.7) の流れ方向の出力分布測定結果を図 6 に示す. σ＝2.8 の場合では, 出力電圧 RMS は最大電圧で

図6

流れ方向の加速度センサー出力分布120

以前測定したσ＝0.7 での壊食率の分布 (8) を図 7 に再掲する.直径 5mm の壊食試験片をアクリル製試験部

ビテーション数σ＝2.8, 1.4, 0.7 およびポンプを運転の壁面に埋め込み,壊食による質量変化を精密天秤

ションが発生していない状態) のマイクロフォン出力(最小表示 0.01mg) で測定し,単位時間当たりの壊食量

波形とパワースペクトル解析した周波数分布をそれを壊食率とした.この試験材には純銅 (C 1100 BD-H)

ぞれ図 8 (a) 〜 (d) に示す.

した直後 (圧力と流速の調整をしておらず, キャビテーを用い,鏡面仕上げした後に磁わい振動装置でキャビ

キャビテーションが発生していない図 8 (b) のσ＝2.8

テーションにさらして壊食面を壊食率の最大域までの出力波形をみると, その出力電圧 (絶対値) の最大値

前処理し, 流動実験に使用した. 各位置で 5 回の壊食は 0.004 V と非常に小さい. また, 一定の周波数 (2 kHz

測定を行った平均値と最大値・最小値を示している.

と 4 kHz) で出力電圧が変動しており, それに高周波

壊食率分布は図 6 のσ＝0.7 の加速度センサー出力電成分が重畳していることがわかる. この一定の周波

圧 RMS の下流側分布とよく対応しており,加速度セン

数は実験室の暗騒音と考えられる. 実験室では騒音

サー出力が気泡崩壊による衝撃力を検出しているこ

源がないため, 暗騒音が大きくないため, 問題になとを示している.

らないが, 実機に適用する場合には, 運転中のプラ
ントでは暗騒音が非常に大きいと予想される. この出 力 波 形 の 周 波 数 分 析 の 結 果 か ら は 40Hz 付 近 と4 kHz 付近に大きなピーク周波数が見られた. これは
図 8 (a) に示すポンプを運転した直後 (キャビテーショ
ン無) の出力波形および周波数スペクトルがほぼ同様であるため, この周波数ピークはポンプの制御に使用しているインバータ周波数による影響と考えられる. 次に初生段階である図 8 (c) のσ＝1.4 の時の出力

図7

壊食率の分布 (V＝15.3 m/s, σ＝0.7)

波形をみると, その出力電圧 (絶対値) の最大値は0.01 V となっており, σ＝2.8 の時と比較して 2 倍程

4. マイクロフォンによる測定結果と考察

度大きくなっている. また, 一定の周波数で出力電圧が変動している傾向を確認できるが, それに重畳プラントでは高所の配管もあり, 高温流体の流れしている高周波成分値が大きくなっている. この出る配管には保温材が取り付けられているため, 加速

力波形を周波数解析した結果からは, キャビテーショ度センサーの取り付けが容易ではない箇所が多数存ンが発生していない時とは明らかに周波数分布の形在する. また加速度センサー自体の耐熱温度の問題

状が異なっている. 周波数分布は 1.3 kHz に最大ピーもある. 一方, マイクロフォンは非接触で測定が可ク, 5.3 kHz と 2.8 kHz 付近にもピークが見られ, 1〜8

能であり, マイクロフォンを用いてキャビテーショ

kHz まで広範囲に広がっていることがわかる. 次に(11)があることから, 運転中の遷移状態である図 8 (d) のσ＝0.7 の出力波形をみるとプラントでもマイクロフォンで測定できる可能性がその出力電圧 (絶対値) の最大値は 0.06 V となり, 最ある. そこで, 加速度センサー出力波形との比較か

大出力電圧はσ＝2.8 の時と比較して約 10 倍程度大ら, マイクロフォンによるキャビテーション検知にきくなり, σ＝2.8 やσ＝1.4 とは異なり, パルス状

ついて検討した.

の波形が確認できる. 周波数分布は 2.5 kHz をピーク

ン発生を検出した報告とし, その付近の周波数成分が大きくなっており,

4.1

マイクロフォンの出力特性

1〜8 kHz まで広範囲に広がっている. σ＝1.4 の場
合とピークが変化しているが, 依然 1.3 kHz の周波数

マイクロフォンをオリフィス出口から下流 75mm,

成分は大きい. 断定するのは困難であるが, 1〜3 kHz

配管外面とマイクロフォン距離を 50mm に設置し, 各付近と, 4〜6 kHz 付近の周波数成分が他の周波数成キャビテーション数でのマイクロフォン出力波形を分と比較して顕著に大きくなっているように思われオシロスコープに取り込み, パワースペクトル解析

る. この実験結果から, キャビテーションの発達にした. パワースペクトル解析には波形解析ソフト (フ伴い出力電圧は大きくなり, パルス状ではないが出ルイドテクノロジー社製, DADiSP) を使用した. キャ

力電圧が大きくなる箇所が検出されるようになった.

121

周波数分布は低周波数, 高周波数とも大きくなり,
衝撃力によるパルス状の波形は高周波数であり, 低周波数成分は音圧が高いことがわかった.

図 8 マイクロフォン出力波形とパワースペクトル密度(オリフィス下流 75mm, 配管−マイクロフォン距離 50mm)

122

4.2

最適なＨＰＦ処理の検討

易に予測される. また, 運転中のプラントで音響測定を行い, 音響による設備診断を実施した研究 (11) でキャビテーション発生時には高周波成分の信号がは, キャビテーション検知に HPF 処理を行い, その増加し, その出力波形には局所的に出力信号が大き出力電圧のしきい値を超えた数でキャビテーション

くなる箇所があり, 加速度センサーで検出されたよ発生と判断していることから, 加速度センサーとマうなパルス状の信号が検出される可能性がある. まイクロフォンとの同時測定を実施し, キャビテーショ

た,キャビテーションによる気泡の崩壊は非常に短く,ン音響を測定したマイクロフォン出力波形に対して

2 〜 3 μs との報告がある(12). そのため, 高い周波

適切な HPF 処理について検討した.

加速度センサー数領域に着目することで, マイクロフォンでも衝撃をオリフィス出口から下流 100mm に取付け, マイク

波を検出できると考えられる. ただし, 実際に運転

ロフォンはオリフィス出口から下流 100mm で配管中のプラントではポンプやファンなどの騒音が非常(試験部) とマイクロフォンの距離 100mm に設置した.

に大きく, パルス状の信号が検出しにくいことが容キャビテーション数σは 0.7 とした. その結果を図 9に示す. フィルタ処理しないときは, 低周波の成分があり, またパルス状の信号も加速度センサーの出力と比較すると明確ではないことがわかる. またパ
ワースペクトル分布でキャビテーション発生時に最も大きく出力された 2 kHz の HPF 処理を実施したが,細かいノイズ成分があり, さらなる高周波でのフィルタ処理が必要であると考えられる. 8 kHz と 10 kHzの HPF 処理をすると, 細かいノイズ成分が消え, パ
ルス状の波形が明確になっており, 同時測定した加速度センサーとほぼ同様な波形になっていることがわかる. 図 8 に示したように 8 kHz 以上でのパワース
ペクトルは極めて小さいが, 図 9 からパルス状の信号は 10 kHz 以上であることがわかる. あまり高周波のフィルタ処理をすると, 信号レベルが小さくなり,
パルス状の信号が検出されなくなると予測されるため, パルス状の信号を検出するための最適なフィル
タ周波数は 8 kHz の HPF とした.
検出されたパルス状の信号の発生時間は, 加速度センサーとマイクロフォンで若干の時間差があることが確認された. この時間差は配管からマイクロフォ
ンへ衝撃波が伝播する時間遅れと考えられる. そこで, 配管外面とマイクロフォンの距離を 100mm から500mm (100mm 毎)と 1000mm に変化させ各距離で同時測定を 5 回実施し, 測定した加速度センサー出力波形とマイクロフォン出力波形の相互相関関数によってその時間差を求め, 空気中を伝播する音速との比較を実施した. 図 10 にその結果を示す. 相互相関によって求められた音速は 334.3m/s (青線) となった.
空気中を伝播する音速は 20℃で 343.5m/s であり, そ

図9

加速度センサーとマイクロフォンの同時測定波形

σ＝0.7,加速度センサー取付位置：オリフィス下流 100 mm,
マイクロフォン設置位置：オリフィス下流 100 mm,
配管−マイクロフォン距離 100 mm

れとの誤差は約 3％であることが確認された. このことからキャビテーションによって生じた衝撃波が,配管から空気中を伝播し, マイクロフォンで測定していることが確認され, 非接触のマイクロフォンで

123

もキャビテーションの検出が可能であると考えられ
る.

8 kHz HPF 処理した結果 (図 12) も, HPF 処理なしの場合と定性的に一致し, 上流側と下流側の相違が明確になった. しかし, 出力電圧 RMS はフィルタで低周波成分が除去されたため, 1 桁低くなっている.
この結果から, 高周波の信号は衝撃力を捕らえておりキャビテーションの信号をより明確に表しているが, 低周波の信号もキャビテーションの特性を有しておりキャビテーション検出に利用可能であること
がわかる.

図 10

4.3

加速度センサーとマイクロフォンの相互相関

キャビテーション数とマイクロフォ
ン出力

加速度センサーで測定したときと同様に, マイク
ロフォンを使用し,流れ方向の出力電圧 RMS を測定した. 測定箇所はオリフィス出口を基準として, オリ

図 11 キャビテーション数と測定位置の変化によるマイクロフォン出力電圧 (HPF 処理なし)

フィス上流 90mm とオリフィス下流 75mm とし, 配管
外面とマイクロフォンの距離が 50mm となるように設置した. 試験部は SUS 304 鋼材とし, 流速はオリフィ
ス平均流速で約 15.0m/s とした. キャビテーション数を変化させたときのマイクロフォン出力電圧 RMS で整理したものを図 11 に, 8 kHz HPF 処理したものを
図 12 に示す.
HPF 処理しない結果 (図 11) を, 加速度センサーの結果と比較すると, ピークの発生箇所はより低いキャ
ビテーション数で発生しているが, その傾向は加速度センサーの測定結果と同様であり, キャビテーショ
ンの初生段階で緩やかに出力が上昇し始め, キャビ
テーション気泡が安定して発生すると出力が低下し

図 12 キャビテーション数とマイクロフォン出力電圧
RMS (8 kHz HPF 処理)

た. 遷移状態で最大ピークが発生し, スーパーキャ
ビテーション (液相と気相が分離した状態) になると

5. プラント配管への適用性に関する考察

出力は低下した. また同時測定したオリフィス上流側の出力は, キャビテーションの初生段階で緩やか

オリフィス体系でのキャビテーション実験により,に出力が上昇し, その大きさは下流側よりも大きく

加速度センサーとマイクロフォンを使用してキャビなった. その後, キャビテーション気泡が安定してテーション現象を測定した結果, 加速度センサーと発生すると出力が低下した. 遷移状態になると, 上

マイクロフォンの出力にはパルス状の信号が検出さ流側と下流側で出力電圧の大きさが逆転した. そのれ, キャビテーションの発生箇所では, キャビテー

後, 緩やかに上昇した後, 最大ピークが発生し, スー

ションの発生していない箇所と比較して出力信号

パーキャビテーションになると出力は低下した.

RMS が大きくなることがわかった. これらの特徴か124

らキャビテーションが簡易的に検知できると考えらクを持てば, キャビテーション発生の傍証として活れる. ここでは, 運転中のプラント配管で測定する用できると考える.

場合の評価に関して検討した.

5.1

パワースペクトル密度

σ ＝0.7 で の 加 速 度 セ ン サ ー と マ イ ク ロ フ ォ ン(HPF 処理なしと 8 kHz HPF 処理) のパワースペクト
ル密度を図 13 に示す. 測定箇所はオリフィス出口を基準として, 加速度センサーをオリフィス下流の 100
mm, マイクロフォンをオリフィス下流 100mm, 配管
外面とマイクロフォンの距離を 100mm とした. 加速度センサーの周波数分布を確認すると, 低周波から50 kHz の高周波の領域まで幅広く分布していることがわかる. これは, 衝撃波はパルス状の信号である
ため, 多数の周波数成分が含まれることによる. また, 衝撃波が材料中を伝播する時に, 反射や減衰の影響に支配され, キャビテーション気泡の収縮や崩壊による周波数を検出しているとは考えにくい. したがって, キャビテーションの発生有無を比較できる場合を除き, 配管外部からの加速度センサーの周波数分析からキャビテーションを検知することは困難と考えられる.
マイクロフォンに関しても幅広い周波数分布となっているが, 加速度センサーと比較すると測定可能な
図 13すべての周波数領域成分では出力が確認されず, 10

パワースペクトル密度 (σ＝0.7)

kHz 以下の成分が大きい. これは空気中を伝播する
音は, 距離による高周波成分の減衰が大きいことに

5.2

流れ方向の出力分布

よる. 8 kHz HPF 処理では, 約 13 kHz にピーク周波数が存在しており, このピーク周波数は加速度セン

図 5 に示したオリフィス上流 90 mm とオリフィス

サーでも検出されている. 一方, 加速度センサーで下流 100 mm の加速度センサーの出力電圧比 (下流 R検出されている約 18 kHz のピーク周波数はマイクロMS/上流 RMS) と図 11 と図 12 に示したオリフィス上

フォンでは明確には検出されておらず, マイクロフォ

流 90mm とオリフィス下流 75mm, 配管外面とマイクン測定では高周波成分の検出が困難であることを示

ロフォンの距離が 50mm のマイクロフォンの出力電圧している. 図 9 に示した HPF 処理したマイクロフォ

比 (下流 RMS/上流 RMS) を図 14 に示す. 加速度センンの出力波形と図 13 の 8 kHz HPF 処理した周波数分

サーとマイクロフォンとも, キャビテーションの初析結果から判断すると, マイクロフォンによるパル

生段階 (σ＝ 2.4 〜 1.4) では上流と下流との値がほぼス状の波形は 13 kHz 前後であると考えられる.

等しいか上流側 RMS＞下流側 RMS となり, 遷移キャ

検出信号の周波数特性は, 配管材料や形状, 保温

ビテーション (σ＝1.4 〜 0.5) では上流側＜下流側と材, 空気などの媒体とセンサーの特性に依存するこなり, 有意な差があることがわかる. 一方, 8 kHzとから, キャビテーションの発生有無を比較できる

HPF 処理したマイクロフォンでは, 低周波成分を取場合を除き, ある特定の周波数に着目したキャビテー

り除いたことにより, キャビテーションによる低周ション検知は困難であると考えられる. しかし, 8

波成分の音やノイズや暗騒音の影響が小さくなり,

kHz HPF 処理したマイクロフォン出力で図 9 に示した

上流側と下流側の差がより明確になった. キャビテー

パルス状の波形が検出され, 周波数 13 kHz 前後にピーションの発生を出力信号から判断する場合や, 流れ125方向の出力分布をより詳細に評価する場合には HPF処理を行いキャビテーションによるパルス状の信号を明確にすることが必要であるが, 出力差から簡易的にキャビテーション検知する場合であれば HPF 処
理をしない場合でも上流側と下流側の出力差を確認できるため, HPF 処理なしでもよいと考えられる.
プラント配管でのノイズや暗騒音の影響は上流側と下流側のセンサーで同程度と考えられることから,上流側と下流側のセンサー出力の大小の比較から,
プラント配管でのキャビテーション検知が可能であると考える.

これらの式と以下の仮定によって求められる.
(１) 配管内面の近くで気泡が崩壊し, 発生した衝撃波が配管内面に衝撃力を与える (配管内面から遠い位置で気泡が崩壊した場合は, 配管内面に到達する前に減衰する).
(２) 配管内面に到達した衝撃波は, 配管外面へと伝播する.
(３) 配管外面へ伝播してきた衝撃波は横波 (SUS の横波速度を 3000m/s) として同心円上に伝播し, セ
ンサーに到達する.
これらの計算結果から, 図 15 のパルス状の信号から

図 14

上流側と下流側の出力電圧比

加速度センサー出力電圧比＝ (下流100 mm/上流90 mm)
マイクロフォン出力電圧比＝ (下流75 mm/上流90 mm)

5.3

複数のセンサーによる同時測定

図 15 は複数個の加速度センサーを配管へ取り付け,
同時測定を実施した結果である. その結果, パルス状の信号の発生時間には, 時間差があり, パルス信号の検出時間差から, 衝撃波の発生位置を同定する
ことにより, 気泡の崩壊位置を確認し, キャビテー
ションの発生を確認できる. 気泡崩壊箇所を求めるには, 配管同一線上に 3 個の加速度センサーを取り付け, その座標を S 1 ( a , 0 ), S 2 ( b , 0 ), S 3 ( c , 0 ), 衝
撃波発生箇所を ( x, y ) , オリフィス出口のセンサー
同一線上の箇所を原点( 0 , 0 ), 衝撃波が S 1 に到達した時間 t を基準とすると, 各センサー位置と衝撃波発生個所との関係は次のように表される.

図 15

加速度センサーによる同時測定時刻歴波形図(σ＝0.7, Ｖ＝15.0 m/s)

126

求められる衝撃波発生箇所がオリフィス下流 97mm とであることがわかった. また, 加速度センサー

同定される.

との同時測定の結果, パルス状の信号の発生時簡易的に評価するのであれば, パルス状の信号の間には時間差があり, その時間差から求められ発生時間を確認し最も早くパルス状の信号が検出さた速度は空気中を伝達する音速とほぼ一致した.

れたセンサー付近でキャビテーションによる衝撃波

これらの結果から, 非接触のマイクロフォンでも,が発生したと評価ができる. プラント配管でのノイ配管外面に取り付けた加速度センサーと同様にキャズや暗騒音は発生源と発生位置が異なることから,ビテーション検知が可能であり, 比較基準のない運

複数センサーによる同時測定から衝撃波の発生位置

転中のプラント配管でも流れ方向の出力の大小関係を同定することによりキャビテーション気泡の崩壊からキャビテーションの検知ができる見通しを得た.

を検知することができる.

今後はこれらのキャビテーション検知手法の有用性

マイクロフォンには指向性があり, 配管に直角に配置したことから, マイクロフォンによる同時測定を確認するために, 実機プラントでの測定を実施していく必要がある.

では明確な相関と時間差を検出できなかった. キャビテーション気泡の崩壊位置を推定でき, 複数のマ

文献

イクロフォンを衝撃波の発生方向に向けて同時測定すれば, 加速度センサーと同様にパルス状信号の検出時間差から発生位置を同定できる可能性がある.

(１) J.Ozol, J.H.Kim, J.Healzer, "CAVITAION EXPERIENCE WITH CONTROL VALVES IN NUCLEAR POWER PLANTS," ASME-FED-Vol.190,

6. 結言

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(２) P.Moussou,

S.Cambier,D.Lachene,

et

al.,

キャビテーションの可視化実験と配管外面に取り"VIBRATION INVESTIGATION OF A FRENCH

付けた加速度センサーおよび非接触のマイクロフォ

PWR POWER PLANT PIPING SYSTEM CAU-

ンを使用した測定を実施し, その結果からプラント

SED BY CAVITATING BUTTERFLY VALVES,"

配管でのキャビテーション検知手法について検討し,ASME PVP−Vol.420-2, pp.99-109 (2001).

以下の結論を得た.

(３) 美浜発電所 3 号機の点検結果について (Ｃ−1 次系冷却材ポンプ封水注入ラインベント弁溶接部(１) キャビテーションが発達すると, 加速度センサー

付近からの漏えいの原因と対策) , 平成 14 年 11の出力はキャビテーション気泡崩壊が激しい遷月 26 日, 関西電力 (株) .

移状態で非常に大きな値となる. また, キャビ

http://www.kepco.co.jp/gensi/index.html

テーション気泡が崩壊した時に生じる衝撃波と(2006 年 6 月 13 日 HP 確認済)推定されるパルス状の信号を検出した.
(２) 加速度センサーによる流れ方向の出力分布が,キャビテーション気泡の崩壊位置で大きな値と(４) 佐藤恵一, "流れの中でのキャビテーション気泡の崩壊時近傍の挙動," 日本機械学会論文集(B 編),
61 巻 589 号, pp.3099-3104 (1995).

なり, 壊食率分布とよく一致することが確認さ(５) 吉田義樹, "AE センサーによるポンプのキャビテー

れた. また, キャビテーション発生箇所の上流

ション衝撃パルスの計測," ターボ機械, 第 18 巻側と下流側を比較すると, 初生キャビテーショ

第 6 号, pp.11-16 (1990).

ンでは上流側で出力が大きくなるのに対し, 強(６) 澤田彰, "AE センサとウェーブレット変換を用い

いキャビテーションである遷移キャビテーショ

た水車キャビテーションの検出," 第 11 回キャビンでは下流側で出力が非常に大きくなることが

テ ー シ ョ ン に 関 す る シ ン ポ ジ ウ ム pp.157-160

確認された.

(2001).

(３) 非接触のマイクロフォンによる測定の結果, キャ
ビテーションの発生によるパルス状の信号の検(７) ターボ機械協会, ポンプのキャビテーション損傷の予測と評価, 日本工業出版株式会社, (2003).

出や, オリフィス上流と下流でキャビテーショ(８) 八木良憲, 村瀬道雄, "配管外部に取り付けた加ンの有無による出力差が確認され, 加速度セン

速度センサーによるキャビテーション評価法のサーによる検知手法と同様の手法で評価が可能

検討," INSS Journal, Vol. 10, p.116 (2003).

127(９) 水山成郎, 村瀬道雄, 八木良憲, "配管外部に取り付けた加速度センサーおよび AE センサーによるキ ャ ビ テ ー シ ョ ン 検 知 手 法 の 検 討 ," INSS
Journal , Vol. 11, p.129 (2004).
(10) 水山成郎, 村瀬道雄, 八木良憲, "マイクロフォンによる配管外部からのキャビテーション検知手法の検討",
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(11) F. Takahashi, Y. Ueno, "Acoustic Monitoring
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Soundsfrom

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(12) 加藤洋冶編, 新版
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キャビテーション, 槇書店,