1.はじめに
加圧水型原子炉(PWR)で想定される事故,例えば小破断冷却材喪失事故の条件下では，炉心で発生した蒸気が一次系配管や蒸気発生器（SG）の伝熱管に流入し、放熱により生じる凝縮水が蒸気の流れに対向して重力落下する気液対向流状態になり,蒸気流速が大きいと凝縮水の落下が制限される気液対向流制限（CCFL）が生じる. CCFLが生じると炉心内の冷却水量と燃料棒の冷却に影響する場合があるため，PWRの事故解析では，蒸気流速と落下水流速との関係を与えるCCFL相関式が使用されている.著者らは，PWRのSG伝熱管，ホットレグ，加圧器サージ管を対象にしてCCFL相関式の信頼性向上と相関式の不確かさの定量化に取り組んできた. SG伝熱管は数千本の逆Ｕ字管で構成されており,上昇流側（高温側）の鉛直管でCCFLが生じる.ホットレグは傾斜管,エルボ,水平管で構成されており，水平管でCCFLが生じやすい．加圧器サージ管は鉛直管,エルボ,および複数のエルボを有する微倾斜管で構成されており，鉛直管もしくは微倾斜管でCCFLが生じる.鉛直管での気液対向流実験は多く実施されている(1)~(2).しかし, SG伝熱管に適用できるCCFLデータは少ない．そこで，著者らは，SG伝熱管の下部を模擬する鉛直管を用いて大気圧下での空気・水実験(3)と蒸気・水実験(4)および短尺の逆U字管を用いて凝縮実験努を行い，実寸のSG伝熱管を用いて測定されたROSA-IV/LSTFデータ6を含めてCCFL相関式と不確かさを導出した(5).ホットレグモデルを用いたCCFL実験は多く実施されているが，大部分が空気・水実験であり蒸気・水実験は少ない(7) 。また，直径Dや長さしおよび流体物性値がホットレグCCFLに及ぼす影響は明確にされていなかった.そこで,著者らは, 1/15縮小モデル（D = 50 mm, L/D = 8.6）での空気・水実験(8)および実機条件に対する三次元解析(9)を行い，従来データ(10)~(11)を含めてL/D = 7.54~9.3に限定したCCFL相関式と不確かさを導出した(9).加圧器サージ管を対象にしたCCFL実験は極めて少ない(12)~(14). CCFLが鉛直管で生じるか微倾斜管で生じるかは明らかでなく，また，DとL/Dおよび流体物性値がCCFL特性に及ぼす影響は明らかにされていない。さらに，加圧器サージ管の配管系統はプラントにより異なる.そこで,著者らは,特定プラントの加圧器サージ管を1/10に縮小模擬した空気・水実験（D = 30 mm, L/D = 63） (15)と鉛直管の上部を縮小模擬した空気・水実験（D = 30, 40, 60 mm) (16)を実施した.また,一次元計算モデルを整備し(17)，広範囲の従来データ（D = 30～650 mm, L/D = 4.5 ～ 63）と実機条件に対する三次元解析結果を用いて検証し(18) 複数のエルボを含む微傾斜管に対するCCFL予測手法を確立した.鉛直管でのCCFLについては，SG伝熱管の下部を模擬した実験(3)~(4)と加圧器サージ管の鉛直管上部を模擬した実験16での測定値および従来データを用いてCCFL特性を整理し、鉛直管の上端と下端および管内で代表長さが異なることを明らかにして直径の影響を評価できるようにした(19).また,この結果(19)とIlyukhinら(20)によるＤ＝ 20 mm, 圧力P = 0.6～4.1 MPaでのCCFLデータを用いて高温高圧の蒸気・水系に適用できる鉛直管の上端と下端に対するCCFL相関式と不確かさを導出した(21).しかし、大口径管の高温高圧条件に対する信頼性は明らかでない.本報では，ホットレグの水平管と加圧器サージ管の微倾斜管でのCCFLを対象にして実施した縮小模擬実験(8)(15) ,三次元解析(9)(18)および一次元計算(17)-(18)の概要について述べる.実験(8).(15)解析(9).(18)および計算(17)-(18)の詳細は既報を参照されたい.なお,実験(3)~(5).(8).(15)~(16)は，神戸大学との共同研究の一環として実施した.
2.縮小モデルでの空気・水実験
本章では、ホットレグと加圧器サージ管の縮小モデルを用いた空気・水実験の概要について述べる.実験の目的は，流動状態の観察とCCFL特性の測定である.
2.1.実験装置
ホットレグ1/15縮小モデル（D = 50 mm, L/D = 8.6)空気・水実験装置8を図１に,加圧器サージ管1/10縮小モデル（D = 30 mm, L/D = 63）空気・水実験装置(15)を図2に示す. 流動状態を可視化するために，いずれも下部タンク，試験部，上部タンクをアクリル樹脂製にしている.蒸気を常温空気で模擬して下部タンクに供給し，凝縮水を常温水で模擬して上部タンクに供給する.上部タンクは大気に解放されている.実験パラメータは空気流量と給水流量である。空気の流れに対向して重力落下する水流量は下部タンク内の水位上昇率で測定した.加圧器サージ管1/10縮小モデルを用いた実験では，空気流量と給水流量の他に倾斜角θを変更した.図中のＲはエルボの曲率である.
2.2.実験結果
水平に近い管でのCCFLは,次式で定義されるWallisパラメータﾌﾞﾛﾘを用いて整理できることが知られている.
D[m]は直径, g[m/s²]は重力加速度, J[m/s]は体積流量を断面積で除した見かけ流速, ρ [kg/m³]は密度であり，添字ＧとＬは気相と液相を示す.ホットレグ1/15空気・水実験8でのCCFL特性を図３に，流動状態を図４に示す．実験では，給水流量（見かけ流速J Lin）を一定にして空気流量をJ c = 0から少量ずつ徐々に増加した後に徐々に減少して流動状態を観察しながら落下水流量（J,）を測定した.全給水流量落下ではJ L = J L snになる. J L sn = 0.26 m/s (J *1/2 = 0.61)ではJ cの増加に伴って、倾斜管の上端でCCFLが生じ，J,が倾斜管CCFL線上で徐々に減少し、B'点から水平管でのCCFLに遷移する。水平管でのCCFLに遷移すると、Jcの増加過程と減少過程ともにJ, が水平管CCFL線上で変化する。 J Lin = 0.17 m/s (J Lin = 0.49)ではJ cの増加に伴って，Ｂ点で落下制限が生じ，Ｂ'点から水平管でのCCFLに遷移し、その後はJ Lin = 0.26 m/sと同様に変化する。J Lm = 0.17 m/sのJ c増加過程では倾斜管CCFL線上で落下制限が生じないのは傾斜管の上篇が液相に覆われておらず層状流の状態で液相が倾斜管に流入することによる. B'点からJsを減少すると，J,は倾斜管CCFL線上で増加する. A点でJ,が小さくなるのは層状流からスラグ流に変化することによるが、低Jeでは流量変動が大きくなり信頼性のある測定が困難な領域である. J Lin = 0.09 m/s (J Lin = 0.36)ではJ cの増加に伴って，C点で気相流入部での落下制限が生じ，水平管での蓄水により水平管でのCCFLに遷移してJ,が急減する.  PWR条件では倾斜管CCFLが生じるような凝縮水流量はないと評価されており.ホットレグCCFLでは水平管CCFLを相関式化して安全解析に用いられている.そこで，本研究では図３の水平管CCFLを評価対象にした.倾斜管CCFL（図４ (a)）では，倾斜管の上端で落下制限が生じ，液相は層状流になって落下し，倾斜管と水平管での水深が浅く液面の変動が小さい.液面近くでも液相の逆流は生じていない.一方,水平管CCFL（図4 (b)）では，水平管のエルボ近傍で落下制限が生じ，この部分から多量の液相が吹き上げるため倾斜管での液相が厚く液面の変動が大きい.水平管でも水深が深く液面の変動が大きく,液面近くでは液相の逆流が生じており周期的にロールウェイプが発生する.加圧器サージ管1/10空気・水実験(15)でのCCFL特性を図５に，流動状態を図６に示す．倾斜管での流動状態（図６）により，落下水制限位置を水深が浅くなる上端（CCFL-U）水深が深くなる傾斜管(CCFL-S)，および気相流入部の近くで層状噴霧流になる下端（CCFL-L）に判別できる. 倾斜角θ ≤ 1度ではCCFL-S, θ ≥ 1度の高JgではCCFL-L, θ ≥ 1度の中JcではCCFL-Uが生じた. CCFL-Uでは，式(1)の代表長さがDではなくラプラス長さになる(16).このため、Dが大きくなるほど図５のWallisダイアグラム上ではCCFL-Uが厳しくなり鉛直管の上端で落下制限が生じる可能性が大きくなる. CCFL-Uは鉛直管CCFLとして扱っており(19).(21),実機条件に対してはCCFLSとCCFL-Uを評価してJ,の値が小さい方を用いるが，本報ではCCFL-Sを対象とする.図３と図５に示したように，配管系統では落下水が制限される位置によりCCFL特性が異なるため,評価対象を明確にして議論する必要がある.また,落下水が制限される位置により式(1)における代表長さ(式(1)ではD)が異なるため,縮小モデル実験の結果から実機条件でのCCFLを予測する際には支配的な代表長さを明らかにしておく必要がある.
3.三次元解析
ホットレグCCFLについては,実機寸法での蒸気水実験データ(10)があるが、ホットレグの底に半円管状の非常用冷却水注水管が設置されている.このため,国内プラントに適用するには,この注水管の影響を評価する必要がある。近年の数値流体力学(CFD)の発展は著しく，気液二相流へのCFD適用事例も多くなっている.そこで,著者らは,図３と図５に示す縮小モデル実験での測定値を用いて検証解析を行った後に，実機条件に対する三次元予測解析を行った.本章では,実機条件解析(9).(18)の概要について述べる.
3.1.解析メッシュ
ホットレグ実機条件の解析メッシュ(9)を図7に示す.基本的には図1に示す1/15空気･水実験装置89を15倍している.実験装置の倾斜管は円管であるが.実機条件の解析メッシュでは実機と同様に倾斜管を拡大管に修正している。また，実験解析では実験装置と同様に空気供給管から空気を流入させたが，実機条件解析では計算が不安定化した.そこで、実機条件解析では図７（左上の黒い太線）に示すように気相流入部の面積を大きくして安定に計算できるようにした. 流路断面のセル数は299, 総セル数は約59,000である。実験解析用メッシュでは，流路断面のセル数178と460,総セル数約70,000と120,000とでメッシュ寸法の影響がないことを確認した.この結果を参考にして，図７の実機解析メッシュでは前者を元にして流路断面のセル数を増加しつつ総セル数を減少した.加圧器サージ管1/10空気・水実験(15)の解析メッシュ(18)を図8に示す.解析メッシュ全体を回転して倾斜角θを変更できるように，図２に示す渦巻き状の微倾斜管は模擬せず，直管部を同一方向に配置した.解析メッシュで渦巻き状の微倾斜管を模擬して全体を回転すると，液相の流れ方向に対して登り勾配の直管部が生じる.流路断面のセル数は142,総セル数は約128,000である。加圧器サージ管が長くエルボ数が多いため総セル数が多くなっている.実機条件解析では図８の解析メッシュを10倍して使用した.ホットレグの解析，加圧器サージ管の解析とも，上部タンクの底面から流速一定条件で液相を供給した.安定に計算するために，解析メッシュでは液相流入部の面積を実験装置より大きくして流入速度を小さくした.気相も流速一定条件で供給した.ホットレグや加圧器サージ管に流入しない液相は堰をオーバーフローさせて気相とともに上部タンクの底面から流出させた.この出口境界は圧力一定条件にした.鉛直管CCFLの三次元解析も実施しているが、J L計算値は測定値との一致が悪く，鉛直管上端でのJ,を大幅に過小計算する.このため,加圧器サージ管のCCFL計算では微倾斜管での落下水制限を再現できない．そこで，図８に示すように鉛直管の壁面からも給水することにより微倾斜管での落下水制限を再現した.
3.2.解析モデル
三次元解析にはCFDコードFLUENT6.3.26を使用した.二相流モデルには二流体モデルもしくはVOF（volume of fluid）法を使用した. 図１のホットレグ1/15モデル実験の前に実施した鉛直断面1/5矩形流路モデル実験の解析では二流体モデルとVOF法で顕著な相達はなかった.二流体モデルでは気相と液相の流速を別々に計算するため、界面摩擦相関式を必要とするが三次元モデルが確立されておらず一次元モデルに基づく相関式を使用した. 二流体モデルでは，界面摩擦相関式の不確かさと計算時間が長い欠点はあるが、計算が比較的安定している. VOF法では気液混合流体の一速度を計算するため，界面摩擦相関式が不要であり計算時間が短い利点はあるが，計算が不安定化しやすい．矩形流路の解析では高温高圧条件でも二流体モデルとVOF法で顕著な相達はなかったが，実機条件解析に二流体モデルを使用すると高温高圧になるほどん計算値が非合理的に低下する結果になった.この原因は明らかでないが，ホットレグ実機条件解析以降の計算ではVOF法を使用している.粘性流モデルには標準k- ε乱流モデルを用いているが、仄を過少に計算する場合には乱流モデルを使用しなかった. D = 50 mmのホットレグ解析では二流体モデルと標準k- εもしくはVOF法と乱流モデルなしの組み合わせを使用し、D = 750 mmのホットレグ解析では二流体モデル，VOF法とも標準k- εを使用した.加圧器サージ管の解析ではD = 30 mm, 300 mmともに乱流モデルを使用しなかった.気相は全ての条件で乱流であり,液相は落下水流量により相流から乱流になる.乱流モデルを使用しない場合，解析メッシュが粗いが，現状では解析結果を見ながら選択使用している.数値解析では二次以上の精度で計算することが求められているが，二相流解析は不安定であり二次精度を用いると計算停止する場合がある.このため,全ての解析で一次風上差分を使用した.圧力と流速の連成計算にはPISO法（pressure-implicit with splitting of operators）を使用し、可変時間ステップで過渡解析を行った.時間ステップは解析条件により異なり,ホットレグ解析で0.1 ～ 1 ms,加圧器サージ管解析で0.01 ～ 0.1 msであった.約40 sの解析を行い,初期条件の影響がある０～20 sを除いて20～40 sでの平均値として落下水流量を求めた.
3.3.解析結果
CCFL計算値は一次元計算値と比較して第5章で示す.ここでは流動状態の結果を示す.ホットレグ実機条件解析(9)での流動状態を空気・水実験(8)での流動状態と比較して図9に示す。実験観察と解析結果とでマクロな流れ場は類似している.実験では，小さい三次元液と二次元波が存在し，気相入口近傍で生じた二次元波はエルボ方向に逆流するに図９　ホットレグの解析結果したがって成長し、エルボ近傍でロールウェイプになって周期的に倾斜管を吹き上げる.解析では,メッシュが粗いため明確な三次元波と二次元波は形成されず，管底に近い液相は倾斜管で加速され水平管に流入すると急減速して跳水（ハイドロウリックジャンプ）を形成し，その上方の液面との間に液相の逆流層が形成されている. 倾斜管を流下する液相の多くが跳水に阻害されてエルボ近傍の液位が上昇してロールウェイプが形成され周期的に倾斜管を吹き上げる.実験では波の動きしか観察できないが,解析では流速分布を得られることから,観察と解析の結果を対比することにより現象をよりよく把握することができる.式(1)から明らかなように,同一♫に対してDが大きくなるとJςが大きくなる.高圧になると気相密度が大きくなるため同一J。に対してJςが小さくなる.  D = 750 mmの大気圧（P = 0.1 MPa）ではJが大きく気相の運動量が大きいため気流への液相の同伴量が多く上部タンクへの蓄水が少ないが，これ以外には圧力による計算結果の顕著な相達はない.加圧器サージ管の1/10モデル実験解析(22)と実機条件解析(18)との比較を図10に示す.  いずれも乱流モデルを使用しない解析の結果である．実験解析と実機解析とでマクロな流れ場に顕著な相違はない. ( JG*1/2 = 0.44), laminar, ( JG*1/2 = 0.45), laminar, JL*1/2 = 0.185(22) JL*1/2 = 0.230(18)
4.一次元計算
三次元解析は１条件での計算時間が長く直径や流体物性値の影響を評価する感度解析には不向きである。また，配管系統が異なると解析メッシュの作成に多大な労力を要する.そこで，実機条件でのCCFL特性を予測するために現実的な一次元計算モデルを整備した.
4.1.計算モデル
倾斜管での気液対向流モデルを図11に示す.図1と図２の体系でCCFLが最も生じやすいのはエルボ近傍である.エルボとの接合部での静水頭が液相落下の駆動力になり，時間平均した準定常状態では倾斜管での運動量式から落下水量を計算できる. 倾斜管の両端はエルボとの接合部と下部タンクもしくはホットレグとの接合部であり，長さしは中心軸の長さで定義する.一次元計算手法(17)は，ホットレグを対象にしたOhnuki et al. (23)による一次元計算を複数のエルボを含む傾斜管に拡張したものである.気相と液相に対する一次元の圧力バランス式（運動量積分式）から圧力差を消去すると,気相と液相の見かけ流速(Jo図11   傾斜管に対する一次元CCFL計算モデルとJ」の関係式(17)が得られる.
上式では,長さ(h, L, Pe, x)を直径で無次元化し,流速を式(1)で定義されるWallisパラメータ(1)を用いて無次元化している.式(2)の第１項は静水頭,第２項は加速損失,第３項と第４項は壁面摩擦損失,第５項は界面摩擦損失，第６項はエルボ局所損失である。 L α r [m]は静水頭に有効な傾斜管長さであり,エルボがない場合(Nd。= 0)にはLeg = Lである. xは気相の流れ方向座標, αはボイド率, θは倾斜角, fiは界面摩擦係数, fwは壁面摩擦係数, こはエルポの局所損失係数,  NwとNdは単相流での損失係数に対する倍率である. fwとこには,それぞれ単相流に対する相関式(3)(23)と相関式(4) (24)を使用した.
Re [-]はレイノルズ数, R [m]はエルボの曲率, φ r [deg]はエルボ角である.式(2)は倾斜管両端での境界条件により連続解を持つため，下端１に最大流量条件を，上端２にボイド率の相関式を使用した.
式(6)は直径D = 50 mmの空気・水実験装置(8)での水深測定値に基づいて導出されたものである.式(2)~(6)によるCCFL計算値がCCFLデーみ(8).(10).(15)と一致するように，以下の係数を選定した(17) . fi = 0.03,    NWL= 6 ( NWG= 1),    Ndg= 6 (7) fi = 0.03は, Kim et al (25)により高さH = 76 mmの矩形流路を用いた蒸気・水実験で測定されたfi = 0.02 ～ 0.04の平均値と一致する. Nw x = 6は液面近傍の液相が逆流することに対する補正項であり液相のみに適用する(17).一方, Nd, = 6は二相流に対する倍率であり気相と液相に適用する.ホットレグ1/15縮小空気・水実験(8)に対する計算において，水平管を100分割した一次元計算と両篇での平均値を用いた計算とで有意な相違はなかった.そこで,式(2)において水深ｈに両端での水深の平均値（h, + h,) /2を使用し、平均水深から平均ボイド率を計算し、式(2)のボイド率αに適用している.これにより計算時間が飛躍的に短くなり,効率的な感度計算を実行できるようになった.
4.2.検証計算
式(2)~式(7)を用いて式1/2の測定値に対して一次元モデルで計算した値（J c 1/2)1Dと測定値（尺1/2) mとの比較(26)を図12に示す.計算対象にした実験条件はD = 30 mm(15) ～650 mm(10) , L/D = 4.5(27) ～63(15)である.いずれも水平(θ = 0)の直円管(エルボなし)である. Mayingerら(10)による実験以外は全て空気・水実験である。著者ら(8).(15)による実験での測定誤差はJ c1/2の値で± 0.01以下，一次元計算の収束誤差は± 0.01以下である.実験ごとに装置,試験部の形状,測定方法が異なり，実験相互の測定値の相達が大きい．このため,計算値と測定値との相違dJ*1/2 = ± 0.055は比較的大きいが，一次元計算モデルは広範囲の実験条件に対して測定値とよく一致する結果を与えていると判断できる.
5. CCFL特性
5.1.ホットレグでのCCFL
著者ら9は，図12に示すCCFLデータのうちL/ D = 7.54~9.3での測定値(8).(10).(11)および実機条件に対する三次元解析結果を用いて次のホットレグ用CCFL相関式と不確かさを導出した.
式(8)の不確かさ± 0.03は，実験条件の相違と三次元解析の誤差であり，実機条件でのCCFL特性に対する不確かさではない.そこで，著者ら(30)は，実機ホットレグ（D = 750 mm, L/D = 8.6)を対象として、1/15縮小モデル空気・水実験データ89および三次元解析結果と一次元計算結果を用いて次のCCFL相関式と不確かさを導出した.
式(9)を導出した目的は，特定のホットレグ（D = 750 mm, L/D = 8.6) を対象として縮小モデル空気・水実験（D = 50 mm, L/D = 8.6）および三次元解析と一次元計算によりCCFL相関式と不確かさを導出し，実機条件に対するCCFL予測手法の妥当性を確認することである. 式(9)の不確かさ± 0.035には,縮小モデル空気・水実験に対する三次元解析と一次元計算の誤差および直径と流体物性値に対する不確かさを含む。直径と流体物性値に対する不確かさは三次元解析と一次元計算により求めた.式(8)と式(9)および一次元計算値の比較を図13に示す.参考に縮小モデル空気・水寒験（D = 50 mm, L/D = 8.6)での測定値8)を示す.式(8)と式(9)の相達は小さくD = 50 mmでの測定値はCCFL相関式の不確かさの範囲内にある。また，一次元計算（1D）による空気・水（A-W）と7 MPaの蒸気・水（7 MPa S-W）に対する計算値の相達は小さく,流体物性値の影響は比較的小さい.この結果は,縮小モデル空気・水寒験の結果を実機条件に適用しても大きな誤差は生じないことを示す.これは,直径がCCFL特性に及ぼす影響が小さく，流体物性値がCCFL特性に及ぼす影響も比較的小さいことによ☆ホットレグCCFLに対する本研究の結論は、図13に示すように，直径が大きくなると落下水流量(J L )がわずかに増加し，高温高圧になるほど」が増加する,である.これは,直径が大きくなり高温高圧になるほどレイノルズ数Reが大きくなり,式(3)で計算される壁面摩擦係数が小さくなることによる.したがって,縮小モデル空気・水実験は,落下水流量に対して保守的な結果を与える.実寸のホットレグを用いたUPTF実験(10では, 0.3 MPaと1.5 MPaの蒸気・水系でCCFLが測定され, 1.5 MPaでは0.3 MPaよりJがかなり増加している。この傾向は計算値と一致するが，J,の増加量は計算値より大きい.計算値には計算モデルや使用する相関式に起因する誤差があるが、実験では高温高圧になるほど放熱による凝縮量が大きくなりJ,を過大に評価する可能性があることに留意する必要がある.つまり, 0.3 MPaと1.5 MPaでの測定値から7 MPaでのCCFLを外挿すると，7 MPaでのJ Lを過大に予測する可能性がある.
5.2.加圧器サージ管でのCCFL
著者ら(18)は，実機条件に対する三次元解析と一次元計算の結果を用いて加圧器サージ管の微倾斜管に対するCCFL相関式と不確かさを導出した.
上式は特定条件（θ = 0.6 deg, D = 300 mm, L/D = 63, 90度エルボ５個）にのみ適用できる.  θ = 0.6 degは，勾配1/100であり，液相のドレンを目的に液相配管に適用される倾斜角である.式(10)と三次元解析および一次元計算の結果を図14に示す.計算結果からは式(9)と同様に二次関数にする方が適しているが，事故解析ではWallis 相関式(1)が使用されるため，式(10)をJ e 1/2とJ e 1/2との線形式にしている.図示していないが, 1/10縮小空気・水実験(15)に対する三次元解析と一次元計算の結果は測定値とよく一致している.  L/D = 63が大きいため、図13に示すL/D = 8.6のホットレグとは異なり，直径が大きくなるとJ,の増加が著しい.式(10)は大気圧の空気・水と1.5 MPaの蒸気・水に対する三次元解析と一次元計算の結果を用いて導出した.空気・水実験が多いことから, Jの下限値として空気・水データも相関式の導出に含めた.高温高圧条件（8 MPa）に対する三次元解析結果は1.5  MPaよりJが減少し、一次元計算と逆の傾向を示した.ホットレグCCFLにおける流体物性値の影響との比較により，高温高圧条件に対して，三次元解析はJ,を過少に評価し、一次元計算はJ,を過大に計算すると判断し、相関式(10)の導出には1.5 MPaまでの三次元解析と一次元計算の結果の使用に留めたが，式(10)は7 MPaまで適用できると工学的に判断している.
5.3. CCFL相関式の不確かさ
本研究では，CCFL相関式の定数C（J 1/2 = 0でのに12の値）に対して不確かさdCを次式で定義した(18)
添字θ, L, D, FPは,それぞれ倾斜角,配管長さ(L/D),直径,流体物性値に関する不確かさを示す.なお, dCには仄と仄に対する不確かさの影響を含む.不確かさの評価結果を表1に示す．dC ozは特定の縮小モデル実験（θとL/Dが一定）データに対する三次元解析と一次元計算の誤差に対応する. dC pは三次元解析と一次元計算との相達に対応し、dC ρ ≤ 0.015は直径を大きくした場合に三次元解析と一次元計算とで顕著な相違がないことを示す. dC FPは,三次元解析と一次元計算の結果から求めたもので,大気圧の空気・水から7 MPaの蒸気・水までの流体物性値の変化による影響に対応する.本研究では,不確かさdC ≤ 0.05を目標にしており, dC =  ± 0.035には十分な信頼性があると判断している.しかし, dC =  ± 0.035を導出するためには縮小モデル実験と三次元解析が必要であり，いずれも時間と経費を必要とする。一次元計算の主目的は，縮小モデル実験と三次元解析を実施せずに実機条件でのCCFL特性を簡易に予測することにある. θとL/Dを特定しない一般的な配管系に対する一次元計算の不確かさを表１の「General」に示す. dC θ = ± 0.06 ( ²² )は，０≤ θ ≤ 1 degでの縮小モデル実験および三次元解析と一次元計算の結果から求めたものであり，複数のエルポを含み不確かさが大きい. dC o = ± 0.06の半分弱が実験における傾斜角θの設定誤差,半分強が計算モデルや使用した相関式による計算誤差と判断している.  dC LD =  ± 0.055は図12に示す一次元計算と測定値との相違である. dC FP = ± 0.03はホットレグとサージ管に対するdC FPの大きい方で代用した.  dC 。=  ± 0.06とdC LD = ± 0.055が大きいため,  dC =  ± 0.087は大きくなっており，目標のdC ≤ 0.05を超えている. dC =  ± 0.087を小さくする現実的な手段として以下の方法がある. 予測対象とする配管系のθとL/Dに近い縮小モデル実験を選定して一次元計算によりdC gLを求める. dC gLが過大と判断される場合には式(7)を調整してdC 8Lを小さくする.直径と流体物性値の影響は表1で大きい値dC b =  ± 0.015とdC FP = ± 0.03を使用する.なお, dC Fpは一次元計算で求めることもできる。ただし，一次元計算に過度に依存することになるため，結果の妥当性を工学的に判

7.まとめ
6.考察
断する必要がある.本報では，ホットレグの水平管と加圧器サージ管の微倾斜管でのCCFLを対象にして実施した縮小モデル実験,三次元解析および一次元計算について,公開済み論文における主な結果について紹介した.ホットレグと加圧器サージ管に対する縮小モデル空気・水実験,三次元解析,一次元計算を行い,これらの結果から特定仕様のホットレグと加圧器サージ管に対する実機条件でのCCFL特性を予測してCCFL相関式と不確かさを導出した.また,水平に近い任意の配管系統（傾斜角θ = 0～1度）に対して，一次元計算によるCCFL予測の不確かさを評価した.本研究により，ホットレグと加圧器サージ管については、実機条件でのCCFL相関式と不確かさを導出できるようになった.ただし, CCFL相関式と不確かさの導出に際して，合理的な不確かさを求めるには本報を参照して工学的に判断することが必要になる.また,加圧器サージ管については,鉛直管で液相の落下が制限される可能性が大きいことから,鉛直管CCFLの評価が必要である．鉛直管CCFLについては，別途報告する予定である.