ジョイントシートガスケット付き管フランジ締結体の密封特性について
1. はじめに圧力設備の配管接続部に多用されるガスケット付き管フランジ締結体には、長い間石綿系ガスケットが使用されてきた。
しかし、平成 17 年夏ごろに発覚した石綿被害と環境問題から、平成 20 年 11月の労働安全衛生施行令等改正以降、代替品として非石綿ガスケットが使用されている１）。非石綿ガスケット使用が先行した欧米では、ふっ素樹脂系（PTFE）
ガスケットの吹き抜けなどによる漏洩事故が発生した２）。このような事故は、石綿ガスケットと非石綿ガスケットの特性の差異にバルカー技術誌

Summer 2015
No.29

対する知見の欠如によるものと考えられる。このため最近使用されるようになった非石綿ガスケット付き管フランジ締結体の密封性能が従来使用されていた石綿ガスケット付き管フランジ締結体のそれに対して良好なのか劣っているのかを調
３）べる必要がある 。これが本報の第一の目的である。なおこ
こでは締結体の各ボルトの初期締付力を同一で行う。
このためガスケット単体での応力―ひずみ線図のほかに

Figure1

JIS B2490に基づく基本密封特性試験の模式図方法を示す。内部媒体はヘリウムガスを用い、漏洩量L を石けん膜流量計を用いて測定する。
基本漏洩量L s は、基本密封特性試験で測定された漏洩量L を用いて、寸法比を考慮して求める。得られた応力－変JIS B2490 による密封性能試験によりガスケット単体での密形線図及び基本漏洩量特性の関係を用いて計算により管フ封性能比較及び実際の管フランジ締結体に石綿および非石ランジ締結体のガスケット接触応力分布から管フランジ締結綿ジョイントシートガスケットを挿入し締結体の密封性能を比体の漏洩量評価を行う。

４）

Figure2はジョイントシートガスケット（CSG）を用いた管フラ較する。
第二の目的はボルト初期締付力のばらつきが密封性能にンジ締結体の密封試験の模式図を示す。試験に用いた管フ及ぼす影響 5）を調べることである。ボルト初期締付の２つのランジの材質はステンレス鋼、SUS304であり、呼び径、呼びにより締付け、ばらつきの圧力はそれぞれ ASME 規格の3インチ、クラス600である。

程度を明らかにし、更にばらついたボルト初期締付力で締結締結用のボルトの材質はSUS304、呼び径はM20、ボルト本6）7）

方法（ASME 法および JIS 法）

されたジョイントシート付き管フランジ締結体の漏洩特性を調数N は8 本である。各ボルト軸部の２枚のひずみゲージによべる。米国 PVRC（Pressure Vessel Research Council, 圧り、内圧作用時のボルト軸力の変化を測定する。内部流体力容器研究委員会）のBFC（Bolted Flanged Connectionはヘリウムガスを用いた。内圧はひずみゲージ式圧力変換器Committee, ボルトフランジ締結体委員会）がボルト初期締付力のばらつきを補正するための係数、すなわちボルト初期締付力基準締付効率ηを提案している8）。本報では漏洩量基準の新たな締付係数（Assembly Efficiency）を述べ、許容漏洩量を満足するボルト初期締付力の設定法を示す。

2. ジョイントシートガスケット（CSG）の力学特性評価と管フランジ締結体の基本漏洩量
まず非石綿ジョイントシートガスケット（以下、CSGと表する。）単体の密封性能試験を行う。使用するガスケットの寸法は、内径 88.9mm、外径 149.4mm、厚さ1.5mmである。JIS
B2490の基本密封特性試験４）に基づいてガスケットの応力－変形特線図を作成後、漏洩量を測定した。Figure1は試験
19

Figure23インチ管フランジ締結体の密封試験の概略図

寄稿により、漏洩量は圧力降下法により測定する。

いる。これは、
Figure2に示すように非石綿CSGは石綿CSGに比べて若干ではあるが除荷（復元）時の直線の傾き（縦弾２-1）ガスケットの力学的特性（応力 - 変形の関係）
Figure3は測定されたCSG単体の応力－変位の関係を示
9）性係数）がより小さい。ばらつきはあるが、使用した非石綿CSGではある点での傾き（縦弾性係数）は4.4Gpaであり、石す。石綿 CSGについては小林らの結果 を参照した。除荷綿 CSGのそれは5.6Gpaであった。傾きがより小さい非石綿過程での石綿 CSGと非石綿 CSGの縦弾性係数は、わずかCSGを用いた締結体の密封性能は石綿CSGのそれより良好ではあるが非石綿 CSGのほうが小さい。と推測される。
２-3）内圧を受ける管フランジ締結体の力学関係と漏洩量推定法
Figure5は管フランジ締結体の力学関係を示し、一般的にN 本のボルト・ナットでボルト初期締付力F f で均一に締付けより管端面には軸方向引張り力W が発生し、各ボルトにはボルト軸力はF t だけ増加し、F f +F t となる。ガスケット接触面には力F c が減少し（ボルト１本あたり）、F f −F cとなる。この時、
φ＝F t /（W /N ）の値を内力係数と呼ぶ。接触面から失われる力F c =（１−φ）
×（W /N ）となる。内力係数の値が大きけれ
Figure3中の傾きをより小さくすることである。Figure5の場

Figure3

CSG（ジョイントシートガスケット）単体の応力 - 変位線図
（JIS B2490に準拠して測定）

合の石綿CSG及び非石綿CSGを用いた管フランジ締結体の密封性能及びガスケット接触応力分布を弾性論と三次元有限要素法（FEM）により解析する3）。ガスケット付き管フランジ２-2）CSG（ジョイントシートガスケット）の基本漏洩量

締結体の漏洩量は、計算で求めるガスケット接触応力分布よFigure4は、
JIS B2490 ４）で得られたCSGのガスケットの厚り推定する。ガスケット接触面を円周方向に分割し、各部分み方向の変形量δとガスケット単体の基本漏洩量L s の関係をの平均ガスケット接触応力と基本密封特性試験結果 4）より得示す。非石綿 CSGは石綿 CSGに比べて、同じ変形量δのられるガスケット接触応力と漏洩量の関係（Figure4）を用い場合には基本漏洩量L s がより小さく、密封性能がより優れてて各部分の漏洩量を推定する。各部分の漏洩量の総和より管フランジ締結体の漏洩量とする。解析の詳細は文献３）を参照願いたい。

Figure4 C
 SG（ジョイントシートガスケット）の基本漏洩量とガスケット変形量の関係（測定値）

Summer 2015

ば、F c の値が小さくなり密封性能は向上する。このためにはバルカー技術誌られた締結体に内圧P が作用した状態を示す。内圧作用に

Figure5

内圧が作用する管フランジ締結体の力学関係
20No.29

ジョイントシートガスケット付き管フランジ締結体の密封特性について

Table1
手順

締付方法

仮締付け（インストール）

本締付け
増締め

ボルトを手で軽く締付ける。その後４本ないし８本のボルトを選び、対角締付けにより締付トルクを漸増させ、数巡で目標締付トルクの100％に近い締付トルクを与える。同時にフランジ面間距離を均等にする。
（ボルト本数が 8 本以下の場合は全ボルトを上記の方法で締付ける）
目標締付トルクの100%で、時計回りに規定周回（フランジ呼び径が 10インチ以上は6 回、10インチ未満は4 回）締付ける。
必要ならば、4 時間以上経過後に本締付けと同様の方法で1 周ないし2 周締付ける。

Table2手順

バルカー技術誌

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No.29

Figure6 管
 フランジ締結体の漏洩量推定結果及び漏洩量測定
結果２-4）締結体の漏洩量

ASME PCC-1 の締付手順
締付方法

仮締付け

手で軽く（15-30Nm) 締付ける
（目標値の20％を超えてはならない）

１周目

対角上に目標締付トルクの20-30％で締付ける

２周目

対角上に目標締付トルクの50-70％で締付ける

3 周目

対角上に目標締付トルクの100％で締付ける

Figure6はCSG 付き管フランジ締結体（Figure2）の漏洩

4 周目

量 推 定 結 果 及び 漏 洩 量 測 定 実 験 の 実 験 結 果を示 す

5 周目（P =3MPaの場合）。縦軸は漏洩量 L を、横軸はボルト初期

JIS B 2251 の締付手順

時計回りに目標締付トルクの100％でナットが回転しなくなるまで締続ける
４時間以上経過した後、4 周目と同様の方法で締続ける

締付時の平均ガスケット接触応力σzmを示す。密封性能は常小口径（3”）及び大口径（20”）
ガスケット付き管フランジ締温の場合であるが、非石綿 CSGを用いた締結体（▲印）の結体を用いてトルクレンチによるボルト・ナットを締付け（トルク漏洩量は従来の石綿 CSGを用いた締結体（■印）のそれと法）、ボルト初期締付力のばらつき測定及び管フランジ締結少なくとも同等以上の密封性能（計算値）を有することが示さ

体からの漏洩量測定実験を行う。実験により得られた各段れている。推定結果（▲印）は実験結果（●印、非石綿）とも階のボルト軸力を有限要素応力解析に用い、最終的ガスケッかなりよく一致している。

ト接触応力分布を求め、漏洩量を推定する。

3. ボルト初期締付力のばらつきが管フランジ締結体の密封性能に及ぼす影響

３-1）締付時のボルト軸力変動及び漏洩量測定実験
Figure7は非石綿 CSG 付き２０”管フランジ締結体の寸法

Figure5に示したようにN 本のボルト・ナットで締結する管フと写真を示す（フランジ外径 775mm）。非石綿 CSG 付き20”

ランジ締結体はトルクレンチにより、JIS B 2251に規定されて管フランジ締結体（ボルト本数 N=24）とFigure2に示した３”6）

7）

いる方法 とボルトを対角に締付けるASME PCC-１ が考え6）られる。Table1はJIS 法の締 付 方 法 を示し、Table2は7）ASME 法 を示す。ここでの目的は、1）締付手順（JIS B
6）7）2251 及び ASME PCC-1 ）及び管フランジ呼び径（3”（小管フランジ締結体（N=8）
に対してボルト初期締付時のボルト軸力測定及びヘリウムガスを用いた漏洩量測定実験を行う。
各締付段階のボルト軸力は軸部に貼られたひずみゲージにより測定する。管フランジ締結体のボルト1 本当たりのボルト初口径）及び 20”（大口径））の差異がボルト初期締付力のばら期締付力F f は、ボルト初期締付時の平均ガスケット接触応つきに及ぼす影響、2）締付手順（JIS B 2251 及び ASME

力σg とガスケット- 管フランジ接触面の面積A gとの積をボルトPCC-1）及び管フランジ呼び径の差異が管フランジ締結体の本数N で除した値とする（F f =σg×A g /N ）。目標とするボルト密封性能に及ぼす影響、3）有限要素法（FEM）解析による締付トルクT はトルク係数k 、ボルト初期締付力F f 、ボルトのボルト初期締付力のばらつきが管フランジ締結体のガスケット呼び径d を用いて、T ＝k ×F f×d により算出する。なおトルク接触応力分布に及ぼす影響などを調べ、4）漏洩量基準の係数 kはボルト・ナットにより、管フランジの1 本のボルト穴周5）締付効率η を示すこと、である。
21

辺をアナロジーした一対の中空円筒（3”管フランジ用：内径寄稿

バルカー技術誌

Figure7 ２０インチ管フランジ締結体の写真（ボルト呼び径 M33、ボルト本数 N＝24、管内径φ476、フランジ外径φ775）

22mm×外径 42mm 及び高さ40mm、20”
管フランジ用：内Summer 2015

径35mm×外径60mm及び高さ65mm）を締付ける実験により予め測定した。この結果、小口径（3”）管フランジのトルク係数はk =0.16、大口径（20”）管フランジはk＝0.13となった。管
フランジ、ナット座面及びボルト・ナットねじ山の各接触面には潤滑剤として速乾性の二硫化モリブデンを塗布している。
管フランジ締結体の密封性能（漏洩量）を評価するために、PVRCより提案されているタイトネスパラメータT P 10）を用いNo.29る。T P の値が大きいほど漏洩量が少なく密封性能が良いことを示している。
Figure8３-2）実験結果
Figure8は大口径（20”）管フランジ締結体に対して、ボルJIS 法 6）および ASME 法 7）によるボルト締付過程におけるボルト軸力変動の測定結果（２０“管フランジ締結体）

ト初期締付時の平均ガスケット接触応力σzm が 60MPaとなる

Pass6を4 周目（Round4）とし、Pass6の結果のみを示していように目標締付トルクを設定した場合の、各ボルト締付段階でる。同様に増締め（Pass7、Pass8）についても、Pass8の結のボルト軸力変動の測定結果を示す。Figure8（a）
はJIS法、

果を5 周目（Round5）として示す。図中の一点鎖線は締付完

Figure8（b）
はASME 法である。1 本あたりの目標ボルト初了時の全ボルト軸力の平均値（Average bolt preload）
を示

期締付力F f は159.0kN（F f =T /kd ）である。縦軸はボルト1し、破線は目標ボルト軸力（Target bolt preload）を示す。２本あたりの各段階でのボルト軸力F を示し、横軸はボルト締つの手順（JIS 法および ASME 法）とも、ボルト締付完了時の付手順の各段階を示している。ASME PCC -1 では各段階

全ボルト軸力は、ばらつきが生じている。さらに締付完了時

7）を仮締付け（Round0）、１周目（Round1）、2 周目（Round2）の全ボルトの平均ボルト軸力が目標ボルト軸力に達していなとしており5 周目（Round5）で完了である。JIS B 22516）ではいことが示されている。ボルト軸力の最大値と最小値の差締付手順を大きく、仮締付け、本締付けおよび増締めの三は、JIS法では約40kN（25%）
、
ASME法では約33kN（21%）

段階としている。ASME PCC-1 との比較のため、仮締付けであった。ASME 法の方が JIS 法に比べ、ばらつきがより小（Round0）、本締付けにおいて管フランジ締結体を一周締さいが、この差異は極めて小さい。両締付方法が締結体の付けるごとにPass1、Pass2とする。また、Pass 4、Pass5、ボルト初期締付力のばらつきに及ぼす影響は小さい。更に

7）22

ジョイントシートガスケット付き管フランジ締結体の密封特性について両結果の比較から、JIS 法による締付けの方が、ボルト軸力周 回 数 が 少 ないため、Figure9の 横 軸 はRound0 からの収束性が良い。ボルト締付けの周回数はJIS 法がより少な

Round3までを仮締付けとしRound4を本締付け、Round5をく、締付所要時間もより短く効率的である。

増締めとする。ボルト締付完了時のボルト軸力の最小値に対６）

Figure9はJIS B 2251 による小口径（3”）管フランジ締結

する、ボルト軸力の最大値と最小値の差の割合は、それぞ体（Figure9（a））及 び 大 口 径（20”）管 フランジ 締 結 体

れ小口径（3”）管フランジ締結体では22.3％、大口径（20”）管（Figure9（b））
でのボルト締付時の、各段階でのボルト軸力フランジ締結体では23.7％であった。この結果よりばらつきの変動の比較を示す。目標ボルト締付トルクは平均ガスケット接程度はほぼ同程度である。目標ボルト軸力（Target bolt

触応力σzm が 30MPaとなるように定めている。前述のようにpreload）と平均ボルト軸力（Average bolt preload）の差

両方法でのばらつきの差異は小さいため、ここではJIS法によは、小口径（3”）管フランジ締結体では9.9％、大口径（20”）りボルト締付けを行い、管フランジ呼び径の差異（3”および管フランジ締結体では5.8％であった。従って、ボルト軸力の20”）について比較する。小口径管フランジ締結体（特にボルばらつきの程度は管フランジ締結体の呼び径の差異（3”およト本数 8 本以下）
は、すべてのボルトが仮締付対象及び締付び 20”）には大きく依存しない。

バルカー技術誌

Figure10は、内圧作用下で、小口径（3”）管フランジ締結体および大口径（20”）管フランジ締結体の各目標平均ガスケット接触応力σzm が非石綿ガスケット付き管フランジ締結体のタイトネスパラメータ（T p ）の値（漏洩量）に及ぼす影響を示す。縦軸はタイトネスパラメータT P を示し、横軸はボルト締付時の目標平均ガスケット接触応力σzmを示す。丸印（○）
で示Summer 2015

す線はボルト初期締付時のボルト軸力のばらつきのない状態、すなわちボルト軸力が同一（Uniform）の管フランジ締結体の密封性能を示す。四角印（□）
で示す線はJIS B 2251６）により締付けた時の結果を示し、ひし形印（◇）
で示す線はASME PCC-1 ７）により締付けた時の結果を示す。破線は小口径（3”）管フランジ締結体の結果を示し、実線は大口径（20”）管フランジ締結体の結果を示す。これらの結果より、

No.29

JIS 法６）とASME 法７）より得られる密封性能は同等であることが示されている。ボルト初期締付力がばらついた締結体のタ
イトネスパラメータT p の値はボルト軸力が同一である締結体

Figure9 小 口径（3インチ）と大口径（20インチ）
管フランジ締結体のボルト締付過程（JIS 法）におけるボルト軸力変動の測定結果
23

Figure10 初 期ガスケット接触応力が小口径（3インチ）と大口径（20インチ）管フランジ締結体のタイトネスパラメータTP に及ぼす影響

寄稿のそれより小さく、密封性能が劣ることが示されている。また

小口径（3”）管フランジ締結体の場合、ボルト初期締付力の密封性能の差異は目標ボルト締付トルクが大きいほど、（平均ばらつき（Scattered）はガスケット外半径からガスケット内半ガスケット接触応力σzm が大きいほど）大きくなることが示され、径にかけてガスケット接触応力分布に影響し、ガスケット接触その度合いからボルト初期締付力のばらつきの影響は、大口応力分布が比較的一様に分布することが分かる。大口径

径管フランジ締結体の方がより大きいことが分かる。小口径（20”）管フランジ締結体の場合、ガスケット外半径位置での（3”）管フランジ締結体のT P の値は平均ガスケット接触応力

ガスケット接触応力分布は大きく分布し、ガスケット内径位置が20～40MPaの間では大口径（20”）管フランジ締結体のそでのガスケット接触応力分布の変化は小さいことが示されてれより大きく、小口径（3”）管フランジ締結体の密封性能が大いる。大口径（20”）管フランジ締結体では、ボルト初期締付口径締結体のそれより良いことを示している。大口径管フラン力が外半径付近のガスケット接触応力のみに大きく影響する

ジ締結体はフランジローテーションの影響が大きいため、密ため局所的にガスケット接触応力が著しく小さくなる、いわゆ封性能は劣ることが知られている。

るフランジローテーションが発生していると推測される。従って、大口径（20”）管フランジ締結体は、小口径（3”）管フランジ締結体より密封性能がより低下する。

Figure11はボルト軸力測定実験により得られた各締付段階のばらついたボルト軸力の値を用いてFEM 解析を行い、

３-4）漏洩量基準の締付効率ηの提案
PVRCでは、ばらついた軸力の平均値を目標とする値にな作用させたときの最終的ガスケット接触面での円周方向接触るように締付効率ηを決めている。しかし漏洩量は別問題で応力分布を示す。非石綿 CSG 付き3”及び 20“管フランジ締あり、ばらつきに最小のボルト軸力に依存する。このため許結体の内半径および外半径位置における円周方向ガスケッ

容漏洩量を達成するために、締結体の漏洩量基準の締付ト接触応力分布を示す。計算はFEMコードANSYSを用い効率ηを定義する。すなわち実際のボルト初期締付力は目標た。ここでは、小口径（3”）管フランジ締結体と大口径（20”）ボルト初期締付力F f の1/η倍し（F f /η）として締付けると、実管フランジ締結体で密封性能が異なるため、小口径（3”）管際の漏洩量が設計された許容漏洩量以下になることを意味

フランジ締結体はボルト初期締付時の目標平均ガスケット接している。

触応力σzm を30MPa、大口径（20”）管フランジ締結体は、管フランジ締結体のボルト初期締付力がばらついた場合σzm を60MPaとしている。 縦 軸 はガスケット接 触 応 力（Scattered）における密封性能を表すタイトネスパラメータをσz を締付時の目標平均ガスケット接触応力σzm で無次元化しT psとし、またボルト初期締付力が同一（Uniform）である場た値を示し、横軸には円周方向角度θを示す。この図より、合でのそれをT pu する。この両者の比を締付効率η
（＝T ps /T pu ）とする。
Figure12はηに関する結果を示す。縦軸は締付効率ηを示し、横 軸は初 期 平 均ガスケット接 触 応 力σzm を示 す。
PVRCが提案する締付効率η=0.85（ボルト軸力基準）と比較
すると漏洩量基準の締付効率ηの方がPVRCのそれより小さい値になる。管フランジ締結体の密封性能が良い場合すな
わちボルト初期締付時の目標平均ガスケット接触応力を大きく設定した場合（σzm =60MPa 程度）
ではガスケット外周部分での大きなボルト軸力のばらつきの影響によりボルト初期締付力が同一の締結体より密封性能が低くなる。この割合はガスケットの使用範囲内では一定値に収束することが示されている。従って、大口径管フランジ締結体（8”以上）について漏洩量（T p ）基準の締付効率ηを0.65、小口径管フランジ締結体
Figure11 内
 圧作用時の大口径（２０“）
管フランジ締結体及び小口径（３”）
管フランジ締結体の円周方向ガスケット接触応力分布の比較

ではηを0.8にすべきである。すなわちPVRCの提案するη=0.85では許容漏洩量を満足しない危険側の設定となることを示している。なお永田 11）の研究による石綿ガスケット付き小24

Summer 2015

ガスケット接触面での接触応力分布を計算した後に内圧をバルカー技術誌

３-3）有限要素法（FEM）解析結果

No.29

ジョイントシートガスケット付き管フランジ締結体の密封特性について

口径（3”）管フランジ締結体の結果を破線で示す。非石綿部技術開発センター）の学位論文（広島大学,平成26 年1月）

CSGの場合の方が石綿 CSGを用いた締結体の場合よりηのに関したものであることを付記させていただく。

値が大きく、非石綿 CSG 付き管フランジ締結体ではボルト初期締付力のばらつきが密封性能に及ぼす影響がより小さい

5. 参考文献

ことを示している。

1）沢俊行、辻裕一、アスベスト代替化製品化検討会の結果と今後について、配管技術、Vol.48、No.13, pp.1-6（2006）.
2）Ando F., Sawa T. Ikeda M., A New Design Method
for Piping Components Against Leakage andDamage Subjected to High Level Earthquake Load,
Proceedings of the ASME Pressure Vessel andPiping Conference, PVP-Vol.44, No.1,（2002）, pp.113118.

バルカー技術誌

3）高木愛夫、大宮祐也、小林隆志、沢Summer 2015
No.29

俊行、 内圧作用下における非石綿ジョイントシートガスケット付き管フランジ締結体の応力解析と密封性能評価、圧力技術、49 巻
5 号 , pp.216-224.（2011）.
4）
日本工業規格、JIS B 2490、管フランジ用ガスケットの密封特性試験方法、（2008）.
Figure 12 初期平均ガスケット接触応力が締付効率ηに及ぼす影響

4. おわりに本報では、まず長い間使用されてきた石綿ジョイントシートガスケット（石綿 CSG）と最近使用され始めた非石綿ジョイント5） 高木愛夫、大宮祐也、小林隆志、沢俊行、管フランジ呼び径とボルト初期締付け力のばらつきが内圧を受ける非石綿ガスケット付き管フランジ締結体の密封性能に及
ぼす、圧力技術、50 巻、6 号 , pp.315-325（2012）.
6）
日本工業規格、JIS B 2251、フランジ継手締付け方法、シート（非石綿 CSG）の密封性能に関して述べ、１）
ガスケット（2008）.

単体の密封性能は非石綿 CSGの方がやや良好である、２）

7）
ASME Post Construction Code, PCC-1,Guidelines for3”
管フランジ締結体に挿入したときの密封性能も非石綿CSG

Pressure Boundary Bolted Flange Joint Assembly,の場合の方が同等かそれ以上であることを示した。

（2010）.

次に、JIS 法および ASME 法による管フランジ締結体のボ

8）Bouzid, A. H., Derenne, M., El-Rich, M., Effect of

ルト初期締付実験を行い、１）
目標ボルト初期締付力に対しFlange Rotation and Gasket Width on the Leakageて実際のボルト初期締付力は小さくなることを示し、２）JIS 法

Behavior of Bolted Flanged Joints, WeldingとASME法によるボルト締付力のばらつきは同程度であること

Research Council Bulletin, 496,（2004）.

を示した。ただしボルト本数が多くなると、JIS 法の方が締付

9）小林隆志、清家永太、低レーティングフランジへのSWG時間の節約が大きい。３）
ばらついたボルト初期締付力の下適用のための密封特性比較、山梨講演会講演論文集、で、締結体に内圧を作用させたときの漏洩基準の締付効率

652（2007）.

ηを新たに定義し、PVRCの定義するηとの差異を示した。４）10）ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section VIII

ηの値は非石綿 CSGを用いた締結体では呼び径に依存し、Division 1 Nonmandatory Appendix BFJ,

呼び径が大きくなるほどηの値は大きくなることを示し、ηはAlternative Rules for Bolted Flange Joints with0.65とし、その逆数を目標ボルト初期締付力に乗じると許容

Ring Type Gaskets-Draft,（2000）.

漏洩量を満足できる締結体の組立ができることを示した。η

11）永田聡、松本光広、沢俊行、“内圧作用下でのガスケットの値も非石綿 CSG 付き（３“）締結体の方が石綿 CSG（３”）締付管フランジ締結体の応力解析と密封性能評価（ボルト初結体に比べて大きいことも示した。

期締付け力のばらつきの影響）、日本機械学会論文集（Ａ終りに本報に関する研究は、東京電力と広島大学（澤）との共同研究及び高木愛夫氏（東京電力株式会社技術統括25編）、Vol.70、No.699, pp. 1595-1602（2004）.

寄稿（Abstract）
The sealing performance of bolted pipe ﬂange joints with non-asbestos joint sheet gaskets under internal pressure wasinvestigated by FEM calculation and experiment. A new prediction method of seal performance was established and results
showed better result than that with the asbestos gaskets. Then, the effects of scatters in bolt preloads tightened according
to ASME PCC-1 and JIS B 2490 are examined on scatters in bolt preloads of 3”and 20“ bolted pipe ﬂange joints. Thescatter in bolt preload is approximately the same between ASME PCC-1 and JIS B 2490 however the tightening elapsed
time by JIS B2490 is smaller than that by ASME PCC-1. In addition, the difference in the sealing performance is smallerwhen the bolt preloads are tightened the above two methods. Finally, assembly efﬁciency is proposed newly based on theamount of leakage. The new assembly efﬁciency proposed is 0.65 for pipe ﬂange joints with joint sheet gaskets.
Keywords:
sealing performance, pipe ﬂange joints, joint sheet gaskets, scatter, assembly efﬁciency

通过有限元和实验方法，确立了带内压无石棉辊压垫片管法兰连接体的推断泄漏的方法，并确认了和石棉垫片法兰连接体相比密封性能良好。根据ASME PCC- 1和JIS B2490标准，调查了3和20英寸法兰连接体的初期紧固力的偏差，得出两种标准方法的初期紧固力偏差较小，而JIS的紧固方法效率高。对于初期紧固后的法兰连接体而言，两种方法影响泄漏量的差异也较
小，同时提出新的组装效率方案。本研究得出的软质垫片法兰连接体的组装效率为0.65。

バルカー技術誌（摘要）

Summer 2015关键词：辊压垫片、法兰连接体，密封性能，偏差，组装效率No.29

澤 俊行
広島大学名誉教授

26