INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 2

81

T 字合流配管の管壁温度特性の検討（上流エルボの影響）
Study on Characteristics of Wall Temperature Fluctuation at a Mixing Tee（Eﬀect of Upstream Elbow）
三好弘二（Koji Miyoshi）＊1

中村晶（Akira Nakamura）＊1

要約
T 字配管部では高低温水が合流する場合，熱疲労が発生する可能性がある．本研究では，合流部の上流位置に存在する 90°エルボが，管壁温度変動に与える影響を熱流動実験にて調べた．
実験では，熱電対を埋め込んだステンレス製試験体を用い，管内面の温度分布を測定した．その結果，温度変動強度および最大温度変動幅は，上流エルボの存在により小さくなることがわかった．また，上流エルボが温度変動の分布形状や周波数特性に与える影響は少なかった．上流エルボが存在する場合でも，分岐管からの高温噴流により主管内面に形成されたホットスポットが主管の周方向に移動することで大きな温度変動が発生していた．
キーワード

熱疲労，T 字配管，温度変動，上流エルボ

Abstract
Thermal fatigue cracking may initiate at a tee pipe where high and low temperature
ﬂuids ﬂow in from diﬀerent directions and mix. The wall temperature characteristics at the tee
pipe with upstream 90°elbow were investigated by experiments. The temperature distribution
at the pipe inner surface was measured with thermocouples using a test section made ofstainless steel. The upstream elbow decreased the temperature ﬂuctuation intensity and thetemperature ﬂuctuation range at the inner surface. It also did not aﬀect the distribution proﬁleof the temperature ﬂuctuation and the dominant frequencies. The large temperature ﬂuctuation
was caused by the movement of a hot spot in the circumferential direction.
Keywords

thermal fatigue, mixing tee, wall temperature ﬂuctuation, upstream elbow

1. 序論

を対象に，数値シミュレーションを行い，温度変動の再現を試みている．その中で，高低温水合流箇所

プラントの配管合流部では，温度の異なる流体がの上流に存在するエルボの配置により，合流部の温混合することで発生する温度変動により，配管材料度変動が増加する場合があることを指摘している．

内部に熱疲労が発生する可能性がある．1998 年に国内でも T 字部の高低温水合流現象に与える上流生じたフランスのシボー発電所の余熱除去冷却器出外乱の影響はいくつかの研究が報告されている．河

口の高低温水合流配管からの漏洩事象は，この流体

村ら（2） は同径 T 字合流配管を対象に，合流下流域温度ゆらぎに起因する熱疲労が損傷の要因の一つでにおける壁近傍の流体温度変動に与える分岐管側の（1）あった ．損傷箇所を示した模式図を図１に示す．

上流に存在するエルボの影響を実験にて調べてお図に示すとおり余熱除去冷却器で冷却された水と冷り，その影響はほとんどないことを示している．こ却器をバイパスした高温水が T 字配管で合流した

こで，合流後の流体が流れる管側を主管側，もう一後，その下流域で損傷が確認された．

方を分岐管側とした．また，Ogawa ら（3）は異径のこの事象等を契機に国内外では，流体温度ゆらT 字合流配管を対象に，合流下流域における壁近傍ぎによる熱疲労に関して数多くの流動実験や数の流体温度変動を実験にて調べており，主管の上流値シミュレーションによる研究が行われている．

側に存在するエルボによりその温度変動は大きくなChapuliot ら（1）は，シボー発電所における損傷箇所ることを示している．このように，口径比等の配管＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 282

図１

余熱除去系統の熱疲労による損傷事例の模式図

形状により，T 字配管の壁近傍の流体温度変動が大きくなる場合があることから，その影響を調べることは，熱疲労評価の観点から重要である．

図２

実験ループ（T-Cubic）

器で温度調節した低温水が生成可能である．鉛直上

流体温度ゆらぎによる熱疲労は，壁近傍の流体温方から流れてくる高温水と水平横方向から流れてく度変動が，管内面に熱伝達し，壁の温度変動を引きる低温水が試験部で合流した後，混合水タンクで受起こし，熱応力変動が生じることで発生することがけ入れるワンス・スルー方式となっている．

知られている．一般に，配管内面の熱伝達率は，流T 字合流部の水平配管側（主管側）の上流位置に速等の流れ場の状態に依存することから，高低温水は 90°エルボを取り付けた．また，そのエルボ上流合流部のような複雑な流れ場においては，壁近傍の位置には，整流器を設置した．鉛直管側（分岐管側）

流体温度変動特性と，管内面に生じる温度変動特性の上流位置にも整流器を設置した．整流器は多孔板が一致するとは限らない．そのため，熱疲労の発生と細管の束を組み合わせて製作した．各々の整流装を評価するには，壁近傍の流体温度変動だけではな置の効果については，レーザードップラー流速計をく，管内面の温度変動に与える上流エルボの影響を用いた流速分布測定にて確認した（4）．また，入口流調べることが適切である．著者らは，これまで T 字

体温度は整流器上流側に挿入した，非接地 K 型 JIS管の高低温水合流部を対象に T-Cubic 実験装置を用クラス１シース熱電対を用い測定した．

いた流動実験を行うことで，管壁温度変動特性を調べてきた（4）．実験では，管内面に多数の熱電対を埋2.2 試験部め込んだ試験体を用いることで，管内表面の温度分布を捉えてきた．

図３に試験部の概要を示す．試験部はステンレス

本研究では，これまで使用してきた実験装置の試験部上流に 90°エルボを取り付けることで，上流エルボが管壁温度変動特性に与える影響を調べた．

2. 実験装置および方法
2.1 実験ループ
図２に実験ループ（T-Cubic）の概要図を示す．
実験ループは，主に高温水タンク，低温水タンク，混合水タンク，高温水ポンプ，低温水ポンプから構成され，タンク容量は各々 7 m3, 8 m3, 20 m3, ポンプの定格容量はともに 20 m3/h である．試験流体は水を使用する．高温水タンク内には電熱ヒータが設けられており約 90 ℃までの高温水が生成可能である．低温水タンクには 15 ℃まで冷却可能な熱交換

図３

試験部

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 2製であり，低温水側を主管側，高温水側を分岐管側とし，各々の管内径は Dm = 150 mm, Db = 50 mmである．主管側の合流部から上流836 mm（= 5.6Dm）

83

定箇所を示す．測定箇所は，図中に示す黒丸箇所であり，z = -50 mm ~ 225 mm の範囲に 25 mm 間隔，
θ = 0°~60°の範囲に 5°間隔，z = -150 mm, 600 mm

径は JIS 150A のショートエルボと同じ 152.4 mm とでは θ = 0°の位置である．測定総箇所数は 148 箇所である．ここで θ は鉛直上向きを 0°とする主管上流した．また，エルボの内径は主管と同じ 150 mm と側からみて反時計周りの周方向角度である．の位置に 90°エルボを取り付けた．エルボの曲率半し，エルボ部で内径が一定となるような特殊加工をした．エルボの向きは T 字管が形成する面に垂直2.3 温度データの処理方法な方向（x 方向）とした．ここで，図に示すとおりz 軸は主管の中心軸，y 軸は分岐管の中心軸，x 軸は熱電対からの測定データは，各チャンネル毎にそれらに垂直な軸である．原点は，分岐管軸と主管A/D 変換を備えた多チャンネルデータロガー（共軸の交点とした．また，管外面には断熱材を取り付

和電業製，USB-500A, UCAM-500B）で記録した．
チャンネル間の最大時間遅れは 12.4 μsec であり，けた．
管壁温度の測定には，シース直径 0.5 mm の非接

サンプリング周波数は 50 Hz である．

地 K 型熱電対 JIS クラス１を使用した．熱電対は測定した温度は，予め作成した校正式を用い，校図４に示すとおり管厚 7.6 mm の配管に穴をあけ外正した．校正式は，白金測温抵抗体タイプの基準温面から挿入し，内表面に加工した幅 0.6 mm，高さ度計を挿入し，静水状態で作成した．校正後の誤差0.7 mm の矩形溝に沿わせた後，金属ロウ付けで固は，流体温度で± 0.12 ℃で，管壁温度で± 0.42 ℃定した．ロウ付けした配管内表面は滑らかに仕上げである．

た．大気中のロウ付けではロウ材が矩形溝コーナー

温度データの測定は，入口温度および流量が安定部に十分流れ込まず，空隙が発生することが確認さした後に開始し，採取したデータから安定した範囲れたことから，高温真空炉でロウ付けを行い，空隙を抽出し統計処理等の評価を行った．

（5）を排除する施工法を採用した ．図５に管壁温度測図４の熱電対取り付け断面写真に示したとおり熱電対の測定点は管内表面より0.45 mm 離れており厳密には管内表面温度データではない．よって，以下の手法で測定データから管内表面温度を算出することにした．
① 熱電対で温度データを測定．
② ①で得られたデータを FFT（高速フーリエ変換）解析し周波数領域に変換．
③ あらかじめ用意した配管内表面温度と熱電対測温点位置の温度に関する伝達関数を熱伝導解析
で作成．
④ ③で作成した伝達関数の逆関数を用い②の結果に対し振幅・位相を処理．
⑤ ④で処理した温度変動値を逆 FFT 解析し時間領

図４

熱電対取り付け概略図域に変換．
別途 FEM による熱伝導解析で作成した伝達関（5）数を以下に示す．伝達関数は，正弦波状の温度変動を付与することで求めた．

図５

管壁温度測定箇所

Į = exp(í0.236 f 0.628 )（1）

ș = 0.355 f 0.602（2）

ここで，a は振幅比（= 測定点の温度 / 管内表面

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 284

表２の温度），θ は測定点の温度と管内表面の温度との間に発生する位相遅れ，f は周波数である．その導実験条件（上流エルボあり）

case

主流流速[m/s]

主管側 分岐管入 口
MR
分岐 入 口 側入口
流 体
管流速 流 体 流 体（運動温度差[m/s] 温 度 温 度量比）
[K]
[℃]
[℃]

1‑1

1.01

0.67

18.3

54.3

36.0

8.8

1‑2

1.01

0.66

18.4

54.2

35.8

9.1

1‑3

1.00

0.67

18.5

54.4

35.98.6

実験条件を表１，２に示す．表１は前報（4）で報告

1‑4

1.00

0.66

18.3

53.5

35.1

8.9

済みである上流にエルボなしの場合の実験条件を，エルボを設
表２は，上流（z = ‑5.6 Dm 位置）に 90°

1‑5

1.00

0.67

18.1

53.5

35.3

8.6

1‑6

1.00

0.67

18.0

52.0

34.0

8.6

1‑7

1.01

0.68

17.4

52.3

34.9

8.5

1‑8

1.01

0.67

17.1

53.2

36.1

8.8

1‑91.00

0.6715.250.835.68.6

1-101.010.67

15.551.2

35.7

8.8（5）

出過程は既報を参照されたい．以降記載する実験結果の管内表面温度は，上記手法で計測データを処理した結果である．

3. 実験条件

置した場合の実験条件を示す．
Kamide らは（6） 次式で定義される運動量比 MR により合流下流域における流動様式を分類しており，
MR ＞ 1.35 の範囲では，分岐管からの噴流が主管の中心部まで到達せず主管壁に沿って流れる壁面噴流条件である入口流体温度差約 35 ℃，MR = 8.7 に近状態になることを示している．

MR =い値で実施することにした．また，測定結果のばらMm

（3）

Mb

つきも把握するため，同様の条件で計 10 回実験を行った．

M m = Dm Db ȡ m Vm2（4）4. 実験結果および考察

ʌM b = Db 2 ȡ b Vb 24（5）4.1 時間平均温度分布

ρm は主管側流体密度，ρb は分岐管側流体密度，
Vm は主管側管断面平均流速，Vb は分岐管側管断面図６に case1-1 の主管内表面の時間平均温度分布平均流速である．また，その状態では他の流動様式に比べ管壁温度変動が大きいことを示している．本を示す．時間平均温度は，次式に示すとおり 160 秒間の時系列データの時間平均値 Tave を無次元化した研究では，熱疲労評価の観点から厳しいと考えられ値である．

る壁面噴流状態を試験条件に選定した．加えて，これまで INSS で行ってきたエルボなしの場合の実験
表１

T * ave =Tave í Tm
Tb í Tm（6）

ここで，Tm は，主管側入口流体温度，Tb は分岐実験条件（上流エルボなし）
分岐管入 口MR側入口
流 体
流 体（運動温度差温 度量比）
[K][℃]case主流
流速[m/s]

主管側
分岐管 入 口流 速 流 体[m/s] 温 度
[℃]

0‑1

0.99

0.66

25.7

59.8

34.1

8.7

0‑2

0.990.67

26.9

59.3

32.4

8.5

0‑3

0.98

0.67

26.7

58.6

31.9

8.3

0‑4

1.02

0.66

25.5

60.6

35.1

9.3

0‑5

1.01

0.65

23.4

57.9

34.5

9.3

0‑6

1.00

0.66

23.2

59.7

36.5

8.9

0‑7

1.05

0.65

23.3

58.8

35.5

10.1

0‑8

1.07

0.66

18.3

58.6

40.3

10.2

管側入口流体温度である．分布図は，測温点の値か
分岐管出口

図６

管内面の時間平均温度分布（case1-1）

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 285

ら 2.3 節に示した方法から管内表面温度を求め，その値を一次補間し作成した．温度分布より分岐管出口部（原点を中心とした円）からの高温の噴流が壁に沿い下流域に流れていることが確認できる．その値は z = 1Dm（= 150 mm）でおよそ T *ave = 0.6 になっていることがわかる．また，図中の赤丸範囲で温度勾配が大きくなっていることがわかる．
図７に z = 0.5Dm（= 75 mm）における周方向の時間平均温度分布を示す．図に示すとおり，平均温

図８

管内面の温度変動強度分布（case 1-1）

度は，θ が増加するにともない減少しており，また，θ= 30°付近で温度勾配が最大となっていることがわかる．

図９

図７

管内面の周方向温度変動強度分布（z = 0.5Dm, case 1）

ことがわかる．この位置は前節で示した時間平均温管内面の周方向時間平均温度分布（z = 0.5Dm, case 1）度分布で温度勾配が大きい位置と一致しており，温度勾配が大きな箇所が変動することで，変動強度が4.2 温度変動強度分布大きくなっていると考えられる．

図８に case1-1 の主管内表面の温度変動強度分布

4.3 最大温度変動幅の分布を示す．温度変動強度は，次式で定義した無次元化した値である．

図 10 に case1-1 の主管内表面の最大温度変動幅のTstd
T std =
Tb í Tm

分布を示す．最大温度変動幅は，次式で定義した無*（7）

T * max ímin =N (Ti í Tave )2
Tstd =i =1次元化した値である．

（8）

NTmax í Tmin
Tb í Tm（9）

ここで，Tmax, Tmin は各々 160 秒間の温度の最大値および最小値である．熱疲労評価の観点から応力変ここで，Tave は 160 秒間の時間平均温度である．
サンプリング周期は0.02秒としたことから N = 8000

動幅の最大値が重要であることから，温度変動強度である．いずれのケースも変動強度は分岐管出口部から z = 1.0Dm までの局所的な範囲で大きくなっていずれの場合も最大温度変動幅は，分岐管出口部から z = 1.0Dm までの範囲で大きくなっていることがいることがわかる．
図９に z = 0.5Dm における周方向の温度変動強度わかる．また，その分布形状は前節で示した変動強分布を示す．θ = 25°から 30°付近にピークがあるに加え，最大温度変動幅の評価も行った．図より，度の分布形状と類似していることがわかる．
図 11 に z = 0.5Dm における周方向の最大温度変動

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 286

幅の分布を示す．θ = 25°から 30°付近にピークが温度は，10 秒程度の周期で大きく変動しているあることがわかる．この特徴は，前節で示した温度波形に短周期の変動が重畳しているようにみえる．

変動強度と同様であった．

次に，各波形の周波数の特徴を把握するためパワースペクトル密度（PSD）を算出した．その結果を図13 に示す．PSD は，全収録データから 40.96 秒（2048個）のデータを１秒（50 点分）ずつずらして 120 回取り出し，各 40.96 秒分のデータに FFT を施した後に平均化処理を行った．PSD では 4Hz 付近と 0.3Hz付近にピークが観察された．約 4Hz のピークは，ストローハル数換算で 0.2 に相当する周波数であることから噴流背後に形成された渦列による変動と考え

図 10

管内面の最大温度変動幅分布（case 1-1）られる．ストローハル数は以下の式から算出した．

St =f  DbVm

（10）

ここで，f は周波数である．
0.27Hz4.2Hz

図 11

管内面の周方向最大温度変動幅分布（z = 0.5Dm, case 1）
図 13 最大温度変動幅測定箇所の温度のパワースペクトル密度分布（case1）

4.4 温度変動要因の考察
case1-1 の最大温度変動幅が測定された箇所にお一方，0.3Hz 付近の長周期の温度変動の要因を調ける温度変化を図 12 に示す．温度は，次式で無次べるため，瞬時の主管内面の温度分布を確認した．

元化した値を示す．

図14に case1-1の瞬時の温度分布の時間変化を示す．

T* =T í Tm
Tb í Tm

時間は図 12 の赤丸で示した最大温度変動幅が測定（11）された箇所における温度が最大，最小となった時間である．図中の×印は，最大温度変動幅が測定された箇所を示す．図が示すとおり最大温度変動幅が測定された箇所（図中の×印）では，主管内面に形成されたホットスポットが周方向に移動することで，大きな温度変動が発生していることがわかる．

4.5 上流エルボの効果
上流にエルボがない case0-1 の主管内面の時間平均温度分布，温度変動強度分布，最大温度変動幅分
図 12

最大温度変動幅測定箇所の温度変化（case1-1）

布を図 15 に示す．分布形状は，いずれの分布も 4.1

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 2から 4.3 節で示した上流エルボありの場合と類似していた．

87

図 16 に z = 0.5Dm における周方向の温度分布を示す．図中の赤点線はエルボなし（case0-1）の場合を示す．上流エルボ有りの場合と比較するため，図中には case1 の結果も示した．温度変動強度および最大温度変動幅のピーク位置は，エルボの有無に関係なく同じであり，分布形状も類似していることがわかる．一方，そのピーク値は，エルボなしの場合が大きいことがわかった．
図 17 に各条件における温度変動強度および最大（a）
16.12秒

温度変動幅の最大値を示す．最大値とは，148 の測定箇所のうち最大の値である．図中の黒点線は，エT *ave[-]࢚ࣝ࣎࡞ࡋcase 1-4
case 1-8（b）66.74秒
主管内面温度分布の時間変化（case1-1）

case 1-2
case 1-6
case 1-10

case 1-3
case 1-7

1.00.90.80.70.60.50.40.30.20.10.00102030
ș [°]405060（a）時間平均温度
࢚ࣝ࣎࡞ࡋcase 1-4
case 1-8

case 1-1
case 1-5
case 1-9

case 1-2
case 1-6
case 1-10

case 1-3
case 1-70.05（a）時間平均温度分布

T *std[-]

0.04
0.03
0.02
0.01
0.00
0102030405060ș[°]（b）温度変動強度
࢚ࣝ࣎࡞ࡋcase 1-4
case 1-8（b）温度変動強度分布
T*max-min [-]図 14case 1-1
case 1-5
case 1-9

case 1-3case 1-7102030
ș[°]

4050（c）最大温度変動幅（c）最大温度変動幅分布
主管内面温度分布（case0-1）

case 1-2
case 1-6
case 1-100.400.350.300.25
0.200.150.100.050.000

図 15case 1-1
case 1-5
case 1-9

図 16管内面温度の周方向分布（z = 0.5Dm）

60

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 2

88

ルボ有無の各々の場合の平均値を示す．エルボがな

結果，分岐管からの噴流が，10 秒程度の長周期でい場合と比較して温度変動強度および最大温度変動大きく揺動していることを示しており，その周期は，幅の最大値は上流に設置したエルボの存在により小ホットスポットが大きく揺れる周期と一致しているさくなることがわかる．温度変動強度の平均値はエことを示している．上流エルボの存在により，分岐ルボの存在により 21%，最大温度変動幅の平均値は管からの噴流の揺動が抑制されて，管内面の温度変18% 小さくなった．

動が減少したと推定されるが，その要因については今後検討を要す．

0.12Hz3.9Hz
エルボなし

エルボ有（a）温度変動強度の最大値

図 18

エルボなし

最大温度変動幅測定箇所の温度のパワー
スペクトル密度分布 (case0-1)

エルボ有5. 結論（b）᭱኱
図 17ᗘኚືᖜࡢ᭱኱್

主管内面温度の実験条件ごとの比較結果

上流部（主管内径の 5.7 倍上流の位置）に 90°エルボを設置した T 字管にて高低温水合流実験を行い，上流外乱が管壁温度特性に与える影響を調べた．
試験条件は，前報（4）と同じ，分岐管 / 主管の口径比

図 18 にエルボなしの場合（case 0-1）の最大温度0.33（ = 50/150）, 流速比は，分岐管からの噴流が変動幅が測定された箇所における温度の PSD を示主管の中心部まで到達せず主管壁に沿って流れる壁す．PSD の算出方法は前節と同じである．4Hz 付近面噴流状態で実施した．その結果，以下の結論が得と 0.1Hz 付近にピークが観察されており，その特徴られた．

は，図 13 に示したエルボ有りの場合と同じである．

（1）主管内面の温度変動強度および最大温度変動幅

エルボの存在は温度変動の周波数特性にあまり影響の最大値は，上流エルボが存在することで小さを与えないといえる．

くなる．その低下率は，変動強度で 21%,上流エルボが存在する場合の温度変動は，前節で示したとおり，高温の噴流により主管内面に形成されたホットスポットが周方向に移動することで発生（4）

最大温度変動幅で 18% である．
（2）温度変動強度および最大温度変動幅の分布形状に与える上流エルボの影響は少ない．

で示した上流エル（3）上流エルボが温度変動の周波数特性に与える影ボなしの場合と同様であった．上流エルボが存在す

響は少なく，ストローハル数 0.2 に相当する周る場合は，このホットスポットの移動量が減少する

波数と 0.3Hz 付近にピークが存在する．

ことにより，温度変動が抑制されたと考えられる．
前田ら（7）は，本実験条件と同じ入口運動量比 MR（4）上流エルボが存在する場合でも，分岐管からので上流エルボなしの場合に対し，トレーサ法により，ポットが主管の周方向に移動することで大きな合流下流域において可視化実験を行っている．その温度変動が発生している．

している．この結果は，既報

高温噴流により主管内面に形成されたホットス

INSS JOURNAL Vol . 24 2017 NT 2

本実験の試験体では，管壁温度測定範囲が片側89

pp.58‑67.

（θ = 0°から 60°）であることから，もう一方の側（7） 前田章吾，久保田浩貴，三好弘二，杉本勝美，（θ = 0°から− 60°）の範囲に形成されると考えられ

竹中信幸，プラント配管の T 字合流部の流動る温度変動については，評価できなかった．上流エ現象に関する研究，第 21 回動力・エネルギー

ルボの設置向きを反転させた実験を行い，今後，報技術シンポジウム講演論文集 , 日本機械学会告する予定である．

（2016），D124

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