技術論文

ご挨拶
日本バルカー工業株式会社
代表取締役社長 兼 CEO

瀧澤利一

ガスケット締結体の応力緩和特性〜応力緩和実験によるガスケット締結体の長期特性予測〜

日本バルカー工業株式会社

謹んで新年のご祝詞を申し上げます。

研究開発部 シール開発グループ

野々垣 肇
山邊 雅之

読者の皆様には日頃より本誌をご愛読いただき、厚く御礼申し上げます。

三菱化学株式会社

世界経済における新興国のポジションは、従来の生産拠点としての位置づけから巨大な消費地としての市

水島事業所

場に移りつつあり、
まさに世界経済は新興国を中心として展開する構図が鮮明になってきております。一方、設備技術部

機械2グループ

森本 吏一

日本国内に目を向けますと、法人税実効税率の５％引き下げが打ち出されたものの国際競争力という面からすのは難しいのではないかと考えられます。
こうした中、バルカーグループは、基盤となる国内事業の強化はもとより、グローバルな事業展開を加速しております。予てより中国・東南アジアを中心に生産・販売・研究開発を展開しておりますが、さらに昨年には、ダイキン工業株式会社と中国においてふっ素樹脂ビジネスにおける資本・業務提携をスタートさせました。また、中国における生産拠点の１つであるシール上海有限公司が昨年設立 10 周年を迎えるなど、地域に根ざ

Winter 2011

Winter 2011
No.20

はまだまだ不十分であり、円高や原材料費の高騰などの要因により、直ちにビジネス環境の悪化から抜け出

Asbestos-related regulations have virtually eliminated asbestos from gasket products and the industry is now
transitioning to mastering safer and more efficient uses of non-asbestos gaskets.
To ensure safety in the long-term use of non-asbestos gaskets, control methods for using non-asbestos
gaskets safely and techniques to evaluate and estimate the long-term performance of gasket connections
must be developed, compensating for actual data.
In this report, we make predictions on long-term variations in the contact pressure of gasket connections
according to stress relaxation tests for flange connections. In addition, we simulate and discuss the advantages of retightening and the effects of uneven clamping.

No.20

Keywords：non-asbestos gasket, relaxation, retightening, uneven clamping

した企業活動を続けてきた結果、海外社員の中から幹部として活躍する人材も現れております。研究開発の分野でも、中国総合研究所からの開発製品が上市されるなど、海外拠点における機能強化が着実に実を結んできております。

1. はじめに
今後はこれらの海外ネットワークをさらに活用してアジアを中心とするグローバルビジネスを強化すると同時

するとともに、非石綿ガスケットを安全に使用するための管理手法が必要である。

に、基盤であるシール事業と機能樹脂事業に加えて、特徴のある技術を活用したメンブレン事業などの展開

石綿規制によるガスケットの非石綿化もほぼ完了し、非石本報では石綿ジョイントシートガスケットの代替品として、広綿ガスケットをより安全に、効率よく使いこなすステップに移行

く使用され始めている PTFE 系シートガスケットにおいて、フを加速させたいと考えております。バルカーグループの理念 ＴｈｅＶＡＬＱＵＡ ＷＡＹ を礎に「環境にやさししつつある。しかしながら、従来石綿ガスケット製品が、長年ランジ締結体の応力緩和試験によって、長期的なガスケット

いモノづくり」と「顧客感動の提供」を実現すべく邁進してまいります。
最後になりましたが、今後ともなお一層のお引き立てを賜りますようお願いいたしますとともに、読者の皆様の益々のご発展を祈念いたしまして、新年のご挨拶とさせていただきます。
1にわたる使用実績により長期使用に対する信頼性を得てい締結体の面圧変動の予測を行うとともに、増締めや片締め

たのに対して、非石綿ガスケットの使用実績は未だ乏しく、まの模擬実験を行い、それぞれの効果、影響について確認、た、石綿ガスケットとは異なる挙動を示すことがあり、これまで考察した。

と違った管理方法が必要とされる。非石綿ガスケットの長期供試ガスケットとしては、当社の特殊充填材入りPTFE ガ

使用における安全性に対する信頼を得るには、実績に代わスケットであるバルカー№GF300（以下、GF300）と、二軸延るガスケット締結体の長期性能を評価、推定する技術を構築

伸 PTFE ガスケット（以下、延伸 PTFE）とした。
2

技術論文
ガスケット締結体の応力緩和特性

2. 気密開始面圧と常温応力緩和試験

下、ボルト締結は同規格準拠とする）。次に、窒素ガス内圧

ガスケット締結体は高温での使用や長期使用において、発泡が見られた場合は 2.5MPa ごとの増締めを行った。発

応力緩和およびクリープ現象による面圧低下が生じ、初期締付力を維持することができない。面圧がシールを保持し得る
最低面圧（気密限界面圧）を下回れば漏洩を生じることになり、そこがガスケットの寿命であると考えることができる。初期締付力が高いほど、残留面圧は高く長寿命となるが、フランジやボルト強度をいたずらに高めることは経済的な負担も大きくなり、
またガスケットの耐圧壊荷重にも限界があるため、最適な締付力の見極めが必要となる。

Table.2

N2 gas

気密開始面圧確認試験結果

ガスケット面圧

漏洩状況
GF300

延伸PTFE圧）を初期締付面圧とし、面圧とシール特性の経時変化の22.5 MPa

Leak

Seal

25.0 MPa

Seal

Seal

Dynamic strain measurement
Bolt gauge

Fig.3

高温応力緩和試験／気密試験装置概要図

Fig.3 に試験概要図を、Table.3 に試験条件を示す。まず、気密開始面圧である 25.0MPa にてガスケットをフランジにボ

気密開始／常温応力緩和試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

試験温度

常温

Fig.2

常温応力緩和試験結果

RF
Table.2 に気密開始面圧測定結果を、Fig.2 に常温応力

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

緩和試験結果を示す。気密開始面圧は GF300 が 25.0MPa、

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

示すように GF300 は 200 時間経過後も漏洩は生じなかったボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

気密試験

石鹸水発泡法（10min）
流体：N2 ガス
内圧：1.0MPa

ガスケット

Fig.4 に熱サイクル応力緩和試験結果を示す。常温に比ボルト軸力として確認した。次に、N2 ガスを 1.0MPa の内圧

べて面圧低下が大きいことがわかる。また、熱サイクルが負で負荷し、シール試験を行った。シール試験は N2 ガス内圧

荷されることによって、さらに面圧低下が大きくなっている。

供給側にマスフローメーターを取り付け、内圧を一定に保つ

熱サイクルにおいて、冷却時に大きな面圧低下が確認さことで、ガス供給流量＝漏洩量として測定を行った。シールのれた。これは、加熱時にフランジ、ボルト、およびガスケットが基準としては、JIS B 2490-（2008）2）を参考に、1.7×10-4Pa･

熱膨張し、熱応力がガスケットに負荷されていた状態から、

m /s（0.1cc/min）以下の漏洩量のときにシールとした。これ

冷 却 時の収 縮により熱 応 力が低 下 するが、ガスケットはのに対し、延伸 PTFE は面圧低下が大きく、24 時間経過後の初期締付面圧は、GF300と同じ 25.0MPaとした。

3. 高温応力緩和試験
3-1） 熱サイクルによる影響

Fig.1 に試験概要図を、Table.1 に試験条件を示す。締ガスケット締結体の応力緩和およびクリープによる面圧低

結ボルトに取り付けたひずみゲージにより、ボルト軸力を測定

下は、高温下でより大きくなり、熱サイクルが負荷されることにし、ガスケット面圧とした。これにより、初期締付力の測定、およってさらに加速される。ここでは、200℃条件における面圧

よび面圧変動を測定した。まず、ガスケット面圧 20MPaとな

挙動、および熱サイクル負荷による挙動の変化を確認するとるように JIS B 2251-（2008）1）に従いボルト締結を行った（以同時に、シール特性についても確認を行った。

3

は石鹸水発泡法による検知感度と同等であるとされている。

100％復元せず、圧縮永久歪が残るため、結果としてガスケッ

漏洩のないことを確認したのち、電気炉にて 200℃の加熱を

ト面圧が低下したものと考えられる。再加熱した時に、熱応行い、ガスケット面圧の経時変化を測定した。加熱条件とし力によりガスケット面圧は再び上昇したが、冷却前の面圧まて、200℃一定に加熱し続けた場合と、200℃−常温の熱サイでは回復しなかった。これはサイクルを繰り返すほど、面圧低

クルを負荷した場合とで、熱サイクルによる面圧低下の影響

下が大きくなっていくことを示しており、頻繁に熱サイクルがかを確認した。また、熱サイクル負荷時に最も面圧の低下したかる条件では注意が必要である。

タイミングで、サイクルごとにシール試験を実施した。なお、熱また、各サイクルにおいて最も面圧低下の大きい、冷却時（常温）にてシール試験を行ったが、いずれにおいても基準

延伸 PTFE は 22.5MPa であった。しかしながら、Fig.2 にに漏洩が生じたため、応力緩和試験時における延伸 PTFE（冷却）が約 3 時間とした。

Table.3

熱サイクル応力緩和試験／気密試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

試験温度

200℃ （24時間サイクル）

ガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

ボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

気密試験

マスフローメーター
漏洩感度：1.7×10-4 Pa･m3/s
流体：N2 ガス
内圧：1.0 MPa

である 1.7×10 -4 Pa･m3/s を上回る漏洩は見られなかった。

RF

Fig.4

熱サイクル応力緩和試験結果
4

Winter 2011

Winter 2011
気密開始／常温応力緩和試験概要図

サイクルは 24 時間で 1 サイクルとし、昇温が約 2 時間、降温ルト締結した。面圧はボルトに取り付けたひずみゲージにて、3Table.1

Mass ﬂow meter

シール特性の経時変化も確認した。

Leak

Fig.1

Bolt gauge

た 24 時間、96 時間、200 時間経過後にシール試験を行い、N2 gas

No.20

Oven

軸力）の経時変化を確認する応力緩和試験に移行した。まLeak

Bridge box

Bridge box

泡が見られなくなった面圧を気密開始面圧とし、面圧（ボルト20.0 MPa

Data logger

Dynamic strain measurement

1.0MPa を負荷し、石鹸水発泡法にてシール試験を行った。

ここではシールを確保する最小限の面圧（気密開始面確認を行った。

Data logger

No.20

技術論文
ガスケット締結体の応力緩和特性

2. 気密開始面圧と常温応力緩和試験

下、ボルト締結は同規格準拠とする）。次に、窒素ガス内圧

ガスケット締結体は高温での使用や長期使用において、発泡が見られた場合は 2.5MPa ごとの増締めを行った。発

応力緩和およびクリープ現象による面圧低下が生じ、初期締付力を維持することができない。面圧がシールを保持し得る
最低面圧（気密限界面圧）を下回れば漏洩を生じることになり、そこがガスケットの寿命であると考えることができる。初期締付力が高いほど、残留面圧は高く長寿命となるが、フランジやボルト強度をいたずらに高めることは経済的な負担も大きくなり、
またガスケットの耐圧壊荷重にも限界があるため、最適な締付力の見極めが必要となる。

Table.2

N2 gas

気密開始面圧確認試験結果

ガスケット面圧

漏洩状況
GF300

延伸PTFE圧）を初期締付面圧とし、面圧とシール特性の経時変化の22.5 MPa

Leak

Seal

25.0 MPa

Seal

Seal

Dynamic strain measurement
Bolt gauge

Fig.3

高温応力緩和試験／気密試験装置概要図

Fig.3 に試験概要図を、Table.3 に試験条件を示す。まず、気密開始面圧である 25.0MPa にてガスケットをフランジにボ

気密開始／常温応力緩和試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

試験温度

常温

Fig.2

常温応力緩和試験結果

RF
Table.2 に気密開始面圧測定結果を、Fig.2 に常温応力

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

緩和試験結果を示す。気密開始面圧は GF300 が 25.0MPa、

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

示すように GF300 は 200 時間経過後も漏洩は生じなかったボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

気密試験

石鹸水発泡法（10min）
流体：N2 ガス
内圧：1.0MPa

ガスケット

Fig.4 に熱サイクル応力緩和試験結果を示す。常温に比ボルト軸力として確認した。次に、N2 ガスを 1.0MPa の内圧

べて面圧低下が大きいことがわかる。また、熱サイクルが負で負荷し、シール試験を行った。シール試験は N2 ガス内圧

荷されることによって、さらに面圧低下が大きくなっている。

供給側にマスフローメーターを取り付け、内圧を一定に保つ

熱サイクルにおいて、冷却時に大きな面圧低下が確認さことで、ガス供給流量＝漏洩量として測定を行った。シールのれた。これは、加熱時にフランジ、ボルト、およびガスケットが基準としては、JIS B 2490-（2008）2）を参考に、1.7×10-4Pa･

熱膨張し、熱応力がガスケットに負荷されていた状態から、

m /s（0.1cc/min）以下の漏洩量のときにシールとした。これ

冷 却 時の収 縮により熱 応 力が低 下 するが、ガスケットはのに対し、延伸 PTFE は面圧低下が大きく、24 時間経過後の初期締付面圧は、GF300と同じ 25.0MPaとした。

3. 高温応力緩和試験
3-1） 熱サイクルによる影響

Fig.1 に試験概要図を、Table.1 に試験条件を示す。締ガスケット締結体の応力緩和およびクリープによる面圧低

結ボルトに取り付けたひずみゲージにより、ボルト軸力を測定

下は、高温下でより大きくなり、熱サイクルが負荷されることにし、ガスケット面圧とした。これにより、初期締付力の測定、およってさらに加速される。ここでは、200℃条件における面圧

よび面圧変動を測定した。まず、ガスケット面圧 20MPaとな

挙動、および熱サイクル負荷による挙動の変化を確認するとるように JIS B 2251-（2008）1）に従いボルト締結を行った（以同時に、シール特性についても確認を行った。

3

は石鹸水発泡法による検知感度と同等であるとされている。

100％復元せず、圧縮永久歪が残るため、結果としてガスケッ

漏洩のないことを確認したのち、電気炉にて 200℃の加熱を

ト面圧が低下したものと考えられる。再加熱した時に、熱応行い、ガスケット面圧の経時変化を測定した。加熱条件とし力によりガスケット面圧は再び上昇したが、冷却前の面圧まて、200℃一定に加熱し続けた場合と、200℃−常温の熱サイでは回復しなかった。これはサイクルを繰り返すほど、面圧低

クルを負荷した場合とで、熱サイクルによる面圧低下の影響

下が大きくなっていくことを示しており、頻繁に熱サイクルがかを確認した。また、熱サイクル負荷時に最も面圧の低下したかる条件では注意が必要である。

タイミングで、サイクルごとにシール試験を実施した。なお、熱また、各サイクルにおいて最も面圧低下の大きい、冷却時（常温）にてシール試験を行ったが、いずれにおいても基準

延伸 PTFE は 22.5MPa であった。しかしながら、Fig.2 にに漏洩が生じたため、応力緩和試験時における延伸 PTFE（冷却）が約 3 時間とした。

Table.3

熱サイクル応力緩和試験／気密試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

試験温度

200℃ （24時間サイクル）

ガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

ボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

気密試験

マスフローメーター
漏洩感度：1.7×10-4 Pa･m3/s
流体：N2 ガス
内圧：1.0 MPa

である 1.7×10 -4 Pa･m3/s を上回る漏洩は見られなかった。

RF

Fig.4

熱サイクル応力緩和試験結果
4

Winter 2011

Winter 2011
気密開始／常温応力緩和試験概要図

サイクルは 24 時間で 1 サイクルとし、昇温が約 2 時間、降温ルト締結した。面圧はボルトに取り付けたひずみゲージにて、3Table.1

Mass ﬂow meter

シール特性の経時変化も確認した。

Leak

Fig.1

Bolt gauge

た 24 時間、96 時間、200 時間経過後にシール試験を行い、N2 gas

No.20

Oven

軸力）の経時変化を確認する応力緩和試験に移行した。まLeak

Bridge box

Bridge box

泡が見られなくなった面圧を気密開始面圧とし、面圧（ボルト20.0 MPa

Data logger

Dynamic strain measurement

1.0MPa を負荷し、石鹸水発泡法にてシール試験を行った。

ここではシールを確保する最小限の面圧（気密開始面確認を行った。

Data logger

No.20

技術論文
ガスケット締結体の応力緩和特性

3-2） 気密限界面圧の確認ており、その対策として増締めが行われてきている。

本項では、Fig.7 に示すように±20％の片締めにて締付け

ガスケット面圧が低下していくと気密を保持できなくなり漏増締めには運転初期の加熱状態で行うホットボルティング

実施した場合、増締めを実施しない場合に比べて残留面圧

たフランジ締結体のボルト軸力挙動の経時変化を評価し、片洩する。この気密を保持しうる最低面圧を気密限界面圧とと、運転停止時、再起動前の常温時に行うコールドボルティンが高くなり、増締めによる面圧保持の効果が確認された。ま締めによる応力緩和挙動への影響を確認した。主な試験条

し、気密限界面圧と応力緩和特性を比較検討することで、ガグがある。ここではホットボルティングおよびコールドボルティン

た、ホットボルティングとコールドボルティングを比較した場合、件を Table.6 に示す。

スケットの使用限界時期（寿命）を推定することが可能となる

グの面圧低下に対する効果を確認した。なお、ここでの増締

ホットボルティングによる増締めの場合が、より残留面圧が高と考えられる。ここでは、気密限界面圧を確認する。

めは初期締付面圧まで締め直すことを指す。Table.5 に試験

い結果となった。これは、コールドボルティングによる増締めは

条件を、Fig.5、Fig.6 に増締め試験結果を示す。

常温で行うため、再加熱時の温度変化によりガスケットの剛性

前項で実施した熱サイクル試験後に常温に冷却した締結体において、その残留面圧を 100％として、80％、60％、40％、20％、10％となるよう、段階的にボルト締結を緩めていき、面圧

Table.5

増締め試験条件

段階ごとにマスフローメーターによる気密試験を実施した。気試験方法

JIS 10K 50A

密限界面圧試験結果を Table.4 に示す。

試験温度

200℃

ガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

Table.4

気密限界試験結果

GF300

延伸PTFE

RF

残留面圧
[MPa]

漏洩量
[Pa・m3/s]

残留面圧
[MPa]

漏洩量
[Pa・m3/s]

100

14.5

Seal

5.3

Seal

ボルト
（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

80

11.6

Seal

4.3

2.0×10−4

60

8.7

Seal

3.2

2.3×10−3

増締めタイミング

40

5.8

3.5×10−6

2.1

Over

20

2.9

2.1×10−4

1.1−

ホットボルティング
加熱24時間後（高温状態）
コールドボルティング
加熱24時間後冷却時
（常温）

10

1.5

Over

0.5

−

注1）Seal：1.7×10−5 Pa・m3/s 以下、Over：1.7×10−3 Pa・m3/s 以上

してかなり小さな値となった。これは、締結によってガスケットとフランジに なじみ が形成され、一旦形成された なじみ
は低面圧下にて内圧によって破られるまで気密を維持していTable.6

片締め試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

低下が起こり、フローすることによって、ボルト軸力の低下が大

試験温度

常温

きくなったと考える。一方、ホットボルティングは、高温状態にてガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

ボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

増締めを行うため、剛性低下したガスケットを締付けることになり、フローさせながら締付けを行うため、増締め後のフローが少なく、応力緩和が小さくなったものと推測する。
以上のように、ホットボルティングによる増締めが、熱履歴による面圧低下に対して、より効果的であるという結果を得た。
しかしながら、ホットボルティングはガスケットが剛性低下（軟化）した状態での増締めであるため、過剰締付によるガスケッ
ト破壊に十分注意し、トルク管理にて行うことを推奨する。ま

RF

初期締付ボルト軸力 Fig.7参照
ガスケット面圧25MPaとなるおよび軸力分布ボルト軸力（27.0ｋN）
を100％とし、±20％の片締めを与えた

た、面圧が最も下がるのは冷却時であり、この時点でコールドボルティングによる増締めを実施することで、再起動時の漏洩を防止する効果が高いものと考えられる。

Fig.8、Fig.9 に初期締付時にボルト軸力分布（片締め）を与えた場合の軸力変動経時変化を示す。比較として片締めなしの結果を併記する。締付時に片締めを行ったフランジ締

3-4） 初期締付時のボルト軸力分布
（片締め）
の影響

結体のボルト軸力の挙動は、初期軸力が大きいボルトほど、多数本ボルトからなる締結体であるフランジ継手の締付け

その後の軸力低下が大きくなる傾向となった。ただしボルト軸には、トルク法が広く用いられているが、トルクレンチを注意深

力大小の順位列は変わることはなく、これは一般的なガスケッ

く使用しても、ネジ部品各部の摩擦係数のばらつきなどにより、トの応力緩和挙動と同傾向であった。また、軸力を 100％とし

締付力のばらつき（片締め）が生じる。JIS B 2251 -（2008）

たボルトは、片締めなしの場合の軸力挙動と一致しており、ボでは、少なく見積もっても±15％の締付力のばらつきが生じる

ルト軸力分布に影響されないことが確認された。

としている。

るためであると考えられる。また、熱履歴によるガスケットの軟化により、さらにフランジとの密着性が向上し、 なじみ がよくなっていることが考えられる。
ここで、気密限界面圧と、Fig.4 に示した熱サイクル負荷時の残留面圧を比較検討すると、運転中の残留面圧は気Fig.5

GF300増締めによる面圧変動

密限界面圧を大きく上回っており、比較的長期の使用、例え

BOLT-1

BOLT-2100%（27.0kN）

120%（32.4kN）

BOLT-3

BOLT-480%（21.6kN）

80%（21.6kN）

ばプラントの定修工事期間内に使用限界（寿命）を迎えることはないと考えられる。ただし、運転停止時の面圧低下は大きく、場合によっては気密限界面圧を下回ることも考えられる。
実際にも運転停止後の再起動時に漏洩が発生したケースもいくつか報告されており、この場合は増締めなどの対策が必要になる。

※ガスケット面圧25MPaとなるボルト軸力（27.0ｋN）
を100％とし、±20％の片締めを与えた

3-3） 増締め効果の確認
前項で示したように、ガスケット締結体は加熱や熱サイクルの付与によりガスケット面圧が低下することは以前から知られ
5

Fig.6

延伸PTFE増締めによる面圧変動

Fig.7 フランジ締結体片締めボルト締付

Fig.8

GF300片締め時のボルト軸力変動

すなわち、初期締付において片締めが生じた場合は、その最も小さいボルト軸力がガスケット寿命を左右すると考えられ、初期締付力を十分に与えることが肝要となる。
6

Winter 2011

Winter 2011

面圧
段階
[％]

気密限界面圧は、Table.2 に示した気密開始面圧に比較

No.20

ホットボルティングおよびコールドボルティングによる増締めを

No.20

技術論文
ガスケット締結体の応力緩和特性

3-2） 気密限界面圧の確認ており、その対策として増締めが行われてきている。

本項では、Fig.7 に示すように±20％の片締めにて締付け

ガスケット面圧が低下していくと気密を保持できなくなり漏増締めには運転初期の加熱状態で行うホットボルティング

実施した場合、増締めを実施しない場合に比べて残留面圧

たフランジ締結体のボルト軸力挙動の経時変化を評価し、片洩する。この気密を保持しうる最低面圧を気密限界面圧とと、運転停止時、再起動前の常温時に行うコールドボルティンが高くなり、増締めによる面圧保持の効果が確認された。ま締めによる応力緩和挙動への影響を確認した。主な試験条

し、気密限界面圧と応力緩和特性を比較検討することで、ガグがある。ここではホットボルティングおよびコールドボルティン

た、ホットボルティングとコールドボルティングを比較した場合、件を Table.6 に示す。

スケットの使用限界時期（寿命）を推定することが可能となる

グの面圧低下に対する効果を確認した。なお、ここでの増締

ホットボルティングによる増締めの場合が、より残留面圧が高と考えられる。ここでは、気密限界面圧を確認する。

めは初期締付面圧まで締め直すことを指す。Table.5 に試験

い結果となった。これは、コールドボルティングによる増締めは

条件を、Fig.5、Fig.6 に増締め試験結果を示す。

常温で行うため、再加熱時の温度変化によりガスケットの剛性

前項で実施した熱サイクル試験後に常温に冷却した締結体において、その残留面圧を 100％として、80％、60％、40％、20％、10％となるよう、段階的にボルト締結を緩めていき、面圧

Table.5

増締め試験条件

段階ごとにマスフローメーターによる気密試験を実施した。気試験方法

JIS 10K 50A

密限界面圧試験結果を Table.4 に示す。

試験温度

200℃

ガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

Table.4

気密限界試験結果

GF300

延伸PTFE

RF

残留面圧
[MPa]

漏洩量
[Pa・m3/s]

残留面圧
[MPa]

漏洩量
[Pa・m3/s]

100

14.5

Seal

5.3

Seal

ボルト
（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

80

11.6

Seal

4.3

2.0×10−4

60

8.7

Seal

3.2

2.3×10−3

増締めタイミング

40

5.8

3.5×10−6

2.1

Over

20

2.9

2.1×10−4

1.1−

ホットボルティング
加熱24時間後（高温状態）
コールドボルティング
加熱24時間後冷却時
（常温）

10

1.5

Over

0.5

−

注1）Seal：1.7×10−5 Pa・m3/s 以下、Over：1.7×10−3 Pa・m3/s 以上

してかなり小さな値となった。これは、締結によってガスケットとフランジに なじみ が形成され、一旦形成された なじみ
は低面圧下にて内圧によって破られるまで気密を維持していTable.6

片締め試験条件

試験方法

JIS 10K 50A

低下が起こり、フローすることによって、ボルト軸力の低下が大

試験温度

常温

きくなったと考える。一方、ホットボルティングは、高温状態にてガスケット

GF300，
延伸PTFE
厚さ：1.5mm

フランジ

材質：SS400
シール面粗度：Rz=14.4μm（Ave.）

ボルト（ひずみゲージ付）

寸法：M16×4本
材質：SS400

増締めを行うため、剛性低下したガスケットを締付けることになり、フローさせながら締付けを行うため、増締め後のフローが少なく、応力緩和が小さくなったものと推測する。
以上のように、ホットボルティングによる増締めが、熱履歴による面圧低下に対して、より効果的であるという結果を得た。
しかしながら、ホットボルティングはガスケットが剛性低下（軟化）した状態での増締めであるため、過剰締付によるガスケッ
ト破壊に十分注意し、トルク管理にて行うことを推奨する。ま

RF

初期締付ボルト軸力 Fig.7参照
ガスケット面圧25MPaとなるおよび軸力分布ボルト軸力（27.0ｋN）
を100％とし、±20％の片締めを与えた

た、面圧が最も下がるのは冷却時であり、この時点でコールドボルティングによる増締めを実施することで、再起動時の漏洩を防止する効果が高いものと考えられる。

Fig.8、Fig.9 に初期締付時にボルト軸力分布（片締め）を与えた場合の軸力変動経時変化を示す。比較として片締めなしの結果を併記する。締付時に片締めを行ったフランジ締

3-4） 初期締付時のボルト軸力分布
（片締め）
の影響

結体のボルト軸力の挙動は、初期軸力が大きいボルトほど、多数本ボルトからなる締結体であるフランジ継手の締付け

その後の軸力低下が大きくなる傾向となった。ただしボルト軸には、トルク法が広く用いられているが、トルクレンチを注意深

力大小の順位列は変わることはなく、これは一般的なガスケッ

く使用しても、ネジ部品各部の摩擦係数のばらつきなどにより、トの応力緩和挙動と同傾向であった。また、軸力を 100％とし

締付力のばらつき（片締め）が生じる。JIS B 2251 -（2008）

たボルトは、片締めなしの場合の軸力挙動と一致しており、ボでは、少なく見積もっても±15％の締付力のばらつきが生じる

ルト軸力分布に影響されないことが確認された。

としている。

るためであると考えられる。また、熱履歴によるガスケットの軟化により、さらにフランジとの密着性が向上し、 なじみ がよくなっていることが考えられる。
ここで、気密限界面圧と、Fig.4 に示した熱サイクル負荷時の残留面圧を比較検討すると、運転中の残留面圧は気Fig.5

GF300増締めによる面圧変動

密限界面圧を大きく上回っており、比較的長期の使用、例え

BOLT-1

BOLT-2100%（27.0kN）

120%（32.4kN）

BOLT-3

BOLT-480%（21.6kN）

80%（21.6kN）

ばプラントの定修工事期間内に使用限界（寿命）を迎えることはないと考えられる。ただし、運転停止時の面圧低下は大きく、場合によっては気密限界面圧を下回ることも考えられる。
実際にも運転停止後の再起動時に漏洩が発生したケースもいくつか報告されており、この場合は増締めなどの対策が必要になる。

※ガスケット面圧25MPaとなるボルト軸力（27.0ｋN）
を100％とし、±20％の片締めを与えた

3-3） 増締め効果の確認
前項で示したように、ガスケット締結体は加熱や熱サイクルの付与によりガスケット面圧が低下することは以前から知られ
5

Fig.6

延伸PTFE増締めによる面圧変動

Fig.7 フランジ締結体片締めボルト締付

Fig.8

GF300片締め時のボルト軸力変動

すなわち、初期締付において片締めが生じた場合は、その最も小さいボルト軸力がガスケット寿命を左右すると考えられ、初期締付力を十分に与えることが肝要となる。
6

Winter 2011

Winter 2011

面圧
段階
[％]

気密限界面圧は、Table.2 に示した気密開始面圧に比較

No.20

ホットボルティングおよびコールドボルティングによる増締めを

No.20

技術論文
ガスケット締結体の応力緩和特性

しかしながら、実機にて使用される温度、圧力、流体などの条件は多種多様であり、すべてを網羅することは現実的ではない。また、大口径の実験は困難であるなど、実験手法にも制限がある。これらの問題については、有限要素解析（FEA）によるガスケット締結体の長期特性予測手法の開発が進んでおり 3）、これらと組合せることによってより確度の高い有益なデータを示すことができるものと考えられる。

ePTFE膜のMBR用途に対する可能性に向けた一考察

本稿は日本工業出版社「配管技術誌」 第 52 巻第 7 号

日本バルカー工業株式会社（通巻 696 号）に掲載された論文を転載したものである。
Fig.9

研究開発部 メンブレン開発グループ

延伸PTFE片締め時のボルト軸力変動

4. 今後の展開と課題

5. 参考文献
1）JIS B 2251（2008）フランジ継手締付方法

ガスケット締結体の諸条件における面圧挙動を、比較的簡便な実験手法において明らかにすることができた。さらに実機で想定されるさまざまな条件、現象を模擬し、実験していくことで、非石綿ガスケットを安全に使用、管理する手法を2）JIS B 2490（2008）管フランジ用ガスケットの密封特性試
験方法3）佐藤 広嗣 , 野々垣 肇 , 黒河真也 , 出口 聡美 , バルカー
技術誌 , No.17, 2-7,（2009）.

With the world water shortage and water quality deterioration, the worldwide need for a safe and securesupply of fresh water has been increasing. The membrane bioreactor (MBR) is a leading edge technology
currently being used in countries around the world for water reclamation. Due to advances in the technology
and declining costs, the application of MBR technology for water reclamation has increased sharply over the
past several years.
MBR technology offers several advantages to conventional wastewater treatment including reduced footprint,
consistent and superior effluent water quality, and ease of operation.
This report describes how the basic characteristics such as pore size of ePTFE (expanded polytetrafluoroethylene) membrane films affect their performance in activated sludge through the laboratory tests with flat membrane elements. It was studied in the laboratory test with artificial raw wastewater.

Winter 2011

Winter 2011

構築していくことができるものと考える。

本居 学
瀬戸口 善宏Keywords：
Water Shortage, water quality deterioration, membrane bioreactor, MBR, wastewater, footprint, ePTFE,
expanded polytetrafluoroethylene, pore size, flat membrane, activated sludge, artificial raw wastewaters

No.20

1. はじめになったり、広大な用地（沈降分離のための沈澱槽用の用地など）が必要になったりするなどの不都合が生じている。

従来、浄水処理、下水・廃水処理、あるいは産業廃水の処

これらの問題を解決する方法の一つとして、膜分離活性汚理など、濁度の高い被処理水の固液分離を行う方法の一つ

泥法（Membrane Biological Reactor 以下 MBR）
が検討さ

として、
活性汚泥法が採用されている。

れている。前述の標準活性汚泥法が、重力沈降などを利用

この活性汚泥法とは、廃水中に空気を吹込みながら様々なして活性汚泥と処理水の固液分離を行うのに対し、MBRで微生物（活性汚泥）を増殖させ、
その微生物により廃水中のは精密ろ過膜（Microfiltration膜：ＭＦ膜）
あるいは限外ろ生物化学的酸素要求量（Biochemical oxygen demand 以

過膜（Ultrafiltration膜：ＵＦ膜）を用いた膜分離を利用して下 BOD）の増加につながる成分などの汚れを浄化する方法

活性汚泥と処理水の固液分離を行うのが特徴である。

である。

7

No.20

すなわち、
MBRでは曝気槽に微細な穴を持つ膜を浸漬し、標準的な活性汚泥法（以下 標準活性汚泥法）
では、砂を微生物と処理水の直接ろ過を行って固液分離するため、安利用したろ過や重力を利用した沈殿などにより、活性汚泥と定して清澄な処理水が得られる上、沈澱槽が不要であり装処理水の固液分離が行われている。しかしながら、このよう置をコンパクトにできる特徴を有する（Fig.1参照）。このことな方法による固液分離では得られる処理水質が不充分とから、標準活性汚泥法に比べ、浮遊固形物（suspended8