配管合流部の混合現象に関する研究 - JOPSSjolissrch-inter.tokai-sc.jaea.go.jp/pdfdata/JNC-TN9400-2003-092.pdf · When this temperature fluctuation amplitude is large,

配管合流部の混合現象に関する研究

－流体混合現象と構造材への温度変動伝達挙動の解明－

（研究報告書）

2003 年 11 月

核燃料サイクル開発機構大洗工学センター

本資料の全部または一部を複写・複製・転載する場合は、下記にお問い合わせください。〒319－1184 茨城県那珂郡東海村村松４番地４９核燃料サイクル開発機構技術展開部技術協力課電話：029-282-1122（代表）ファックス：029-282-7980 電子メール：[email protected] Inquiries about copyright and reproduction should be addressed to : Technical Cooperation Section, Technology Management Division , Japan Nuclear Cycle Development Institute

4-49 Muramatsu , Tokai-mura , Naka-gun , Ibaraki 319-1184 , Japan

C 核燃料サイクル開発機構（Japan Nuclear Cycle Development Institute）２００３

i

配管合流部の混合現象に関する研究

－流体混合現象と構造材への温度変動伝達挙動の解明－（研究報告書）

五十嵐実*、田中正暁**、木村暢之*、中根茂***、川島滋代***、林謙二*、飛田昭*、上出英樹*

要旨

温度の異なる流体が混合することによって発生する温度変動により、構造材内部に高サ

イクル熱疲労が発生する現象（サーマルストライピング現象）を評価することは、原子力

のみならず一般プラントにおいても重要な課題である。核燃料サイクル開発機構では、本

現象の解明とともに高速炉に適用できる機構論に立脚した評価ルールを構築するために実

験及び解析コードの整備を実施している。T字管体系の配管合流部におけるサーマルストラ

イピング現象に関しては、評価ルールを具体化するために長周期温度変動水流動試験

（WATLON:Water Experiment of Fluid Mixing in T-pipe with Long Cycle Fluctuation）

を実施している。

本研究では、熱電対ツリーによる温度分布測定及び粒子画像流速測定法（PIV）による速

度分布測定を実施し、壁面近傍における温度変動分布及び温度変動の周波数特性、温度変

動に影響を及ぼすと考えられる合流部における速度分布を把握した。

熱電対ツリーによる温度分布測定試験の結果から、壁面噴流条件及び衝突噴流条件では、

温度変動の Peak to peak値（最大温度と最小温度の差）は合流前温度差に近い値を示すこ

とがわかった。また、主/枝配管の運動量比が等しければ、温度変動の周波数特性は枝配管

径及び主配管流速により無次元化したパワースペクトル密度（PSD）が一致することがわ

かった。PIV による速度分布測定の結果から、運動量比が等しければ合流部におけるフロ

ーパターンは一致することがわかった。構造材への温度変動伝達は、流体中温度変動の高

周波数成分は減衰し、低周波数成分はあまり減衰しないことがわかった。伝達関数による

熱伝達率の推定から、時間的に一定な熱伝達率により温度変動の流体から構造への伝達は

表現できることがわかった。

本報告書の内容には、（株）NESI が核燃料サイクル開発機構（機構担当部課室：要素技術開発部新技術開発試験グループ）との契約により実施した業務成果に関するものを含

み、核燃料サイクル機構が取りまとめたものである。 *大洗工学センター要素技術開発部新技術開発試験グループ **大洗工学センター要素技術開発部流体計算工学研究グループ ***（株）NESI

ii

Study on Mixing Phenomena in T-pipe Junction - Clarification of fluid mixing phenomena and temperature fluctuation transfer

- from fluid to structure -

Minoru IGRASHI*, Masaaki TANAKA**, Nobuyuki KIMURA* Shigeru NAKANE***, Shigeyo KAWASHIMA***, Kenji HAYASHI*,

Akira TOBITA* and Hideki KAMIDE*

Abstract

In the place where hot and cold fluids are mixed, a time and spatial temperature fluctuation occurs. When this temperature fluctuation amplitude is large, it may cause high cycle thermal fatigue in surrounding structures (thermal striping phenomena). Mixing area of high and low temperature fluids can be seen not only in atomic power plants but also in general ones it is and, therefore, significant to investigate this phenomenon and to establish an evaluation rule. In Japan Nuclear Cycle Development Institute, several experiments and the development of analysis methods are being carried out to understand thermal striping phenomena and to make an evaluation rule which can be applied to designing. As one of these experiments, Water Experiment on Fluid Mixing in T-pipe with Long Cycle Fluctuation (WATLON) is performed to investigate key factors of mixing phenomena in a mixing tee.

In this study, fluid temperature and flow velocity distributions were measured by a movable thermocouple tree and particle image velocimetory (PIV), respectively. The temperature measurement showed that the maximum amplitude of temperature fluctuation during 480s, ΔTpp, near the pipe wall was nearly equal to the temperature difference between hot and cold fluids before mixing in the wall jet case and the impinging jet case. Normalized power spectrum density of temperature fluctuation had same profile in the case where the momentum ratio of the main to the branch pipe was identical. From the velocity measurement test, when the momentum ratio is the same, flow pattern in the mixing region showed the almost same profile. As for the transfer phenomena of the temperature fluctuation between fluid and structure attenuation of temperature fluctuation was small in the low frequency component and large in the high frequency component. Temperature transfer characteristics from fluid to structure can be estimated by a constant heat transfer coefficient obtained from the transfer function. *O-arai Engineering Center, Advanced Technology Division, New Technology development Group **O-arai Engineering Center, Advanced Technology Division, Thermal-Hydraulic Research Group ***NESI Incorporation

iii

目次

第１章序論 ··························································································· 1 第２章試験装置 ····················································································· 3 2.1 試験装置の概要 ·············································································· 3 2.2 ループ構成 ···················································································· 4 第３章合流部におけるフローパターン······················································· 8 3.1 フローパターンマップ ····································································· 8 3.2 ホット/コールドスポット ································································· 10 第４章温度分布測定試験 ········································································· 19 4.1 試験条件 ······················································································· 19 4.2 温度変動強度の空間分布 ·································································· 19 4.3 温度変動強度径方向分布 ·································································· 22 4.4 温度変動 Peak to Peak値 ································································ 23 4.5 温度変動周波数特性 ········································································ 24 第５章流速分布測定試験 ········································································· 51 5.1 計測手法 ······················································································· 51 5.2 試験条件 ······················································································· 52 5.3 テスト部流入条件の確認 ·································································· 52 5.4 壁面噴流条件における流速分布 ························································· 52 5.5 衝突噴流条件における流速分布 ························································· 55 第６章流体中温度変動の構造材への伝達挙動·············································· 76 6.1 構造材温度変動特性 ········································································ 76 6.2 コールドスポットの長周期変動 ························································· 76 6.3 熱伝達率の推定 ·············································································· 77 第７章結論 ··························································································· 90 謝辞 ····································································································· 91 参考文献 ································································································· 92

iv

図・表目次

2章表 2-1 ループ仕様 ···················································································· 5 図 2-1 試験装置概略図 ·············································································· 6 図 2-2 ループ構成図 ················································································· 7 3章図 3-1 再付着噴流条件における再付着位置の温度変動強度 ······························ 12 図 3-2 フローパターンマップ ····································································· 13 図 3-3 矩形流炉におけるフローパターンマップとの比較 ································· 14 図 3-4 Coldスポット判定条件 ····································································· 15 図 3-5 壁面噴流条件におけるコールドスポット ············································· 16 図 3-6 衝突噴流条件におけるコールドスポット ············································· 17 図 3-7 コールドスポット生成条件マップ ······················································ 18 図 3-8 コールドスポット生成条件を付加したフローパターンマップ ·················· 18 4章表 4-1 試験条件 ······················································································· 27 図 4-1 温度分布測定試験計測ポイント ························································· 28 図 4-2 時間平均温度及び温度変動強度コンター（壁面噴流条件） ····················· 29 図 4-3 時間平均温度及び温度変動強度コンター（偏向噴流条件） ····················· 30 図 4-4 時間平均温度及び温度変動強度コンター（衝突噴流条件） ····················· 31 図 4-5 温度変動強度の周方向分布 ······························································· 32 図 4-6 温度変動強度の軸方向分布 ······························································· 33 図 4-7 各噴流形態における温度変動強度 ······················································ 34 図 4-8 温度変動強度の軸方向分布（壁面噴流：前報） ···································· 35 図 4-9 温度変動強度の軸方向分布（衝突噴流：前報） ···································· 35 図 4-10 温度変動強度の径方向分布（壁面噴流 Z=0.5Dm） ····························· 36 図 4-11 温度変動強度の径方向分布（壁面噴流 Z=1Dm）································ 37 図 4-12 温度変動強度の径方向分布（偏向噴流 Z=0.5Dm） ····························· 38 図 4-13 温度変動強度の径方向分布（偏向噴流 Z=1Dm）································ 39 図 4-14 温度変動強度の径方向分布（衝突噴流 Z=0.5Dm） ····························· 40 図 4-15 温度変動強度の径方向分布（衝突噴流 Z=1Dm）································ 41 図 4-16 温度変動 Peak to Peakの周方向分布················································ 42 図 4-17 温度変動 Peak to Peakの軸方向分布················································ 42 図 4-18 各位置における PSD（壁面噴流）···················································· 43 図 4-19 θ=30度における PSD（壁面噴流）················································· 44 図 4-20 各位置における PSD（偏向噴流）···················································· 45 図 4-21 各位置における PSD（衝突噴流）···················································· 46 図 4-22 各噴流形態における代表 PSDの比較················································ 47 図 4-23 有次元 PSDの比較（壁面噴流）······················································ 48 図 4-24 無次元 PSDの比較（壁面噴流）······················································ 48 図 4-25 有次元 PSDの比較（偏向噴流）······················································ 49 図 4-26 有次元 PSDの比較（衝突噴流）······················································ 49 図 4-27 無次元 PSDの比較（偏向噴流）······················································ 50 図 4-28 無次元 PSDの比較（衝突噴流）······················································ 50

v

5章表 5-1 PIV試験条件 ·················································································· 56 図 5-1 PIVシステム構成図········································································· 57 図 5-2 PIV計測概念図 ··············································································· 58 図 5-3 PIV計測誤差（垂直断面）································································ 59 図 5-4 PIV計測誤差（水平断面）································································ 60 図 5-5 合流部入口における時間平均速度の比較 ············································· 61 図 5-6 合流部入口における速度変動強度の比較 ············································· 61 図 5-7 時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（壁面噴流：Case1）················ 62 図 5-8 Y=-65mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case1） ··········· 63 図 5-9 Y=-50mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case1） ··········· 64 図 5-10 Y=-35mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case1） ········· 65 図 5-11 時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（壁面噴流：Case2） ·············· 66 図 5-12 Y=-65mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case2） ········· 67 図 5-13 Y=-50mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case2） ········· 68 図 5-14 Y=-35mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case2） ········· 69 図 5-15 軸方向流速成分の比較···································································· 70 図 5-16 枝配管後流域における時系列流線（Case2） ······································ 71 図 5-17 枝配管後流域における速度変動の PSD（Case1） ······························· 72 図 5-18 枝配管後流域における速度変動の PSD（Case2） ······························· 73 図 5-19 垂直断面における時系列流線（Case2） ············································ 74 図 5-20 時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（衝突噴流条件） ··················· 75 6章図 6-1 構造材中熱電対設置位置及び設置方法 ················································ 80 図 6-2 温度変動時系列データの比較（壁面噴流） ·········································· 81 図 6-3 温度変動 PSDの比較（壁面噴流） ···················································· 81 図 6-4 温度変動時系列データの比較（偏向噴流） ·········································· 82 図 6-5 温度変動 PSDの比較（偏向噴流） ···················································· 82 図 6-6 温度変動時系列データの比較（衝突噴流） ·········································· 83 図 6-7 温度変動 PSDの比較（衝突噴流） ···················································· 83 図 6-8 温度変動時系列データ（Vm=0.73m/s）··············································· 84 図 6-9 温度変動時系列データ（Vm=1.46m/s）··············································· 84 図 6-10 温度変動時系列データ（Vm=2.18m/s） ············································· 85 図 6-11 伝達関数における Powerの比較（壁面噴流） ···································· 86 図 6-12 伝達関数における位相の比較（壁面噴流） ········································ 86 図 6-13 伝達関数における Powerの比較（偏向噴流） ···································· 87 図 6-14 伝達関数における位相の比較（偏向噴流） ········································ 87 図 6-15 伝達関数における Powerの比較（衝突噴流） ···································· 88 図 6-16 伝達関数における位相の比較（衝突噴流） ········································ 88 図 6-17 各噴流形態におけるコヒーレンス ···················································· 89

1

第１章序論

温度差のある流体が混じり合う場所では時間的な温度変動が発生し、その温

度変動が構造材へ伝播されることによって、構造材中に高サイクル熱疲労が発

生する場合がある。この現象を総じてサーマルストライピング現象と呼んでい

る。高速炉では冷却材として水に比べて熱伝導率の高い（約 100 倍）ナトリウ

ムを使用していることから、流体中で発生した温度変動が構造材に伝わりやす

いため、本現象の評価は重要課題となっている。

サーマルストライピングに関する評価基準としては、日本機械学会にて「熱

荷重による構造物損傷評価手法に関する研究会」が発足し、核燃料サイクル開

発機構（以下サイクル機構）より評価基準の枠組みを提案してきた[1][2][3]。軽水

炉でも近年になり数件のサーマルストライピングによる破損事例が報告されて

おり、原子炉の経年変化における重要課題となっている。そこで、「熱荷重によ

る構造物損傷評価手法に関する研究会」のもとに「軽水炉 WG」が設けられ、高

低温水合流部温度揺らぎ[4]と閉塞分岐管の熱成層[5]に関して評価基準に対する

検討が実施された。そこでの検討結果を受け「配管の高サイクル熱疲労に関す

る評価指針基準策定委員会」が発足し、水を内包する配管に対する高サイクル

熱疲労評価指針[6]が策定された。一方、高速炉では冷却材にナトリウムを使用し

ていること、冷却系配管に薄肉配管を使用していること等から、高速炉固有の

現象も考えられ、より詳細な評価が必要となっている。

サイクル機構では、サーマルストライピング現象のメカニズムを解明すると

伴に機構論に立脚した高速炉における評価基準策定のために、種々の実験及び

解析コードの開発を実施している。サーマルストライピングの基礎試験として、

平行スリットから 3 本の噴流を吐出させ、噴流間の混合により温度変動を発生

させる平行三噴流水試験及びナトリウム試験（WAJECO[7][8][9]、PLAJEST[10]）を実

施し、温度変動発生のメカニズムから温度変動の構造材への伝達挙動の解明を

行っている。構造での熱疲労挙動に着目した試験としては、高サイクル熱疲労

試験装置（SPECTRA[11]）が製作され、流体の温度変動周波数が構造物のき裂発生

と進展に及ぼす影響を解明する予定である。解析による評価の現状は、複数の

解析コードを組み合わせることにより、流体混合による温度変動の発生から構

造材におけるき裂の進展まで予測可能となっている[12][13]。また、構造側からの

アプローチとして、サーマルストライピングの評価手法として重要となる、流

体の温度変動周波数に対する構造材の応答特性を考慮した周波数応答関数が示

されている[14]。

本研究では、高速炉におけるサーマルストライピング評価基準の具体的な検

討のために、高低温流体の代表的な合流形状である T 字配管合流部を対象部位

2

とした、長周期温度変動水試験（WATLON：Water Experiment of Fluid Mixing in

T-pipe with Long Cycle Fluctuation）を実施している[15] [16]。第 1 報[17]では、

可視化試験の結果から、枝配管から主配管へ流れ込む噴流形態を(1)壁面噴流、

(2)再付着噴流、(3)偏向噴流、(4)衝突噴流の4種類に分類できることを示した。

さらに、各配管（主配管及び枝配管）の運動量比により、浮力が卓越しない範

囲で温度差によらず各噴流形態を一つのマップで整理できることを示した。第 2

報[18]では、各噴流形態での壁面近傍における温度変動挙動を把握するために、

熱電対ツリーによる配管内の詳細な温度分布計測を実施した。その結果、各噴

流形態における温度変動挙動の特性を把握することができた。また、壁面噴流

条件では、温度変動強度の高い位置では温度変動に卓越周波数が存在し、この

卓越周波数は St 数で整理すると 0.2 程度であった。このことから、壁面噴流条

件での温度変動は枝配管からの噴流を柔な構造物としたカルマン渦的なものに

起因していると推定した。第 3報[19]では、粒子画像流速測定法（PIV）による配

管内の流速分布測定及び直接数値シミュレーション（DNS）コード[20] [21]による

解析を実施し、枝配管からの噴流の後流域に生成される 3 次元的な渦構造の解

明を試みた。

本報では、高速炉におけるサーマルストライピング評価手法策定に必要とな

る、流体側で把握すべき項目に関する知見を得るための実験結果について報告

する。評価で最初に必要となる配管合流部でのフローパターンに関する検討を

実施すると伴に、各フローパターンにおける温度変動挙動を詳細に把握するた

めに熱電対ツリーによる長時間計測を実施した。また、機構論に立脚した評価

のために、合流部での混合現象を把握することを目的として、流速を試験パラ

メータとした PIV による配管内の流速分布測定を実施した。また、熱電対ツリ

ーによる流体中温度と同時計測された配管壁中の温度測定結果を使用して、流

体から構造への温度変動伝達挙動に関する検討を実施した。

3

第２章試験装置

２．１試験装置の概要

試験装置の概念を図 2-1 に示す。試験装置は内径 150mm（Dm）の水平に置かれ

た主配管と内径 50mm（Db）の枝配管からなるテスト部及びテスト部上流側と下

流側にある整流バッファから構成されている。枝配管は主配管下面から垂直に

接合されている。枝配管の先端は主配管内面の円筒曲面と鋭角に接合し、面取

り加工等は施されていない。主配管、枝配管ともテスト部の手前には助走区間

（18Dm、10Db）を設けている。各助走区間の前にあるバッファータンク内には整

流板が設置されており、助走区間に流入する流れは十分整流されている。テス

ト部と助走区間の配管とは、中心軸を一致させ配管内面に段差が出来ないよう

にはめ込み式のフランジ構造となっている。テスト部の大部分は透明アクリル

樹脂で出来ている。テスト部は試験の目的に合わせて 2 体を使い分けている。

可視化を目的とした可視化試験体は、可視化画像等に対する配管の曲率による

影響を低減させるためにウォータージャケットが設置されている。主配管にお

ける温度分布測定を目的とした熱電対用試験体は、主配管の壁面に壁面温度測

定用の熱電対が設置してある。また、主配管内の流体温度分布を測定するため

に、熱電対ツリーが主配管内を移動できる構造となっている。熱電対ツリーは、

主配管内の径方向の温度分布を計測できるよう、熱電対が配管中心軸から管壁

方向に 5mm ステップで 15 本と配管内壁から 1mm、 3mm 位置の 2 本の計 17 本が

櫛状に取り付けられている。熱電対は全て非接地 K 型、シース径φ0.25mm のも

のを使用した。今回使用した熱電対の時定数は約 30ms である。また、熱電対ツ

リーは、その支持部が流れを乱さないように、刃状の板から長さ 50mm、直径φ

1mm のステンレスチューブを通し、先端の 5mm は熱電対が水中に出る構造となっ

ている。熱電対ツリーは±180゜回転させることが可能であり配管全周に渡って

計測することができる。また、熱電対ツリーは周方向に回転させるだけでなく

流れ方向（軸方向）に移動する事が可能で、主配管内における 3 次元の流体温

度分布を計測することが出来る。熱電対用試験体には、ウォータージャケット

は無く、代わりに断熱材が主/枝配管外表面に施されている。今回の試験では、

流速分布測定には可視化試験体、温度分布測定には熱電対用試験体を使用した。

座標系は、配管軸方向を Z、鉛直方向を Y、主配管周方向をθとした。Z 軸は

主配管と枝配管の中心軸が交わる点を原点とした。Y 軸は主配管中心線を 0mm、

主配管上面を+75mm、主配管下面を-75mm とした。θは主配管下面（枝配管側）

を 0 度、主配管上面側を 180 度とした。また、径方向は r’とし主配管内表面を0mm、主配管中心を 75mm とした。

4

２．２ループ構成

図 2-2 に本試験装置におけるループ構成の概略を示す。また、ループの仕様

については表 2-1 に示す。ループは貯水槽（容量 30m3）、主配管用ポンプ（最大

吐出量 240m3/h）、枝配管用ポンプ（最大吐出量 18m3/h）、各配管用流量調整弁、

冷却系ライン等からなる。貯水槽には５本の加熱ヒータ（総出力 200kW）が設置

されており、貯水槽内の水温を制御することが出来る。試験では、主配管側を

高温流体（アクリルの制限温度から 50℃以下）、枝配管側を低温流体（冷却器の

性能から 25℃程度）が流れ、Ｔ字状に接続されたテスト部において合流する。

主配管側の温度はテスト部入口温度を参照して貯水槽内のヒータにて制御する。

枝配管側はポンプとテスト部入口との間に熱交換機（除熱量 360kW）を設置して、

貯水槽からの高温の流体を冷却することによりテスト部入口温度が所定の温度

となるように制御している。

5

表 2-1 ループ仕様

主配管枝配管

配管内径[mm] 150 50

最大流量[m3/h] 240 18

断面平均最大流速[m/s] 3.5 2.4

Re 数（25℃）＜63.2×104 ＜14.2×104

最高使用温度[oC]* 50

最高使用圧力[MPa] 0.3

ヒータ出力[kW] 200（5×40[kW]）

冷却器容量[kW] 360

*設計最高温度は 60[℃]

主配管上流側整流バッファ

主配管下流側整流バッファ

φ150mm：Dmφ50mm：Db

主配管枝配管

枝配管整流バッファ

ウォータージャケット

熱電対ツリー

図2-1　試験装置概略図

1500mm 1270mm 870mm

503m

m

流れ方向刃状の板

支持棒

Z=0DmZ

Y

θ

0°

180°

r’

75mm

0mm0

+75mm

-75mm

-6 -

熱交換器

主配管側ポンプ

ヘッダー

クーリングタワー

貯水槽

主配管側電磁流量計

枝配管側電磁流量計

フィルター

冷却系循環ポンプ

上流側整流バッファ

下流側整流バッファ

枝管側整流バッファ

枝配管側ポンプ

攪拌機

ヒータ

M

M

M

テスト部

図2-2　ループ構成図

-7 -

8

第３章合流部におけるフローパターン

３．１フローパターンマップ

第 1 報での可視化試験の結果から、合流部における枝配管からの噴流による

フローパターンは 1)壁面噴流 2)再付着噴流 3)偏向噴流 4)衝突噴流の 4 種類に

分類できることがわかった[17]。しかし、第 2 報における温度分布測定試験の結

果から、壁面噴流と再付着噴流では、温度変動に関してほぼ同様の挙動を示す

ことが確認された。サーマルストライピングの観点から、再付着噴流で問題と

なるのは、枝配管からの噴流が再付着する場所での温度変動強度が高くなるこ

とである。そこで、第 2 報における温度分布測定試験では計測箇所が少なかっ

た、再付着噴流条件で可視化試験にて確認された枝配管からの噴流が再付着す

る場所（Z=1.5Dm）近傍の温度変動強度を熱電対ツリーにて詳細に計測し、再付

着に伴う温度変動挙動を把握した。

計測位置は軸方向に Z=0.75Dm、1Dm、1.2Dm、1.4Dm、1.6Dm、1.8Dm、2Dm、周方向

にθ=0 度、10 度、主配管壁面から 1mm 流体側の位置とした。再付着位置近傍の

温度変動強度分布を図 3-1 に示す。参考として壁面噴流条件におけるθ=0 度の

データをプロットした。尚、温度変動強度は主配管と枝配管の温度差で無次元

化した。定義を以下に示す。

N

TTT

N

iavei

rms

∑=

−= 1

2)( (1)

bm

rmsrms TT

TT

−=*

(2)

ここで、Tm：主配管温度、Tb：枝配管温度、Tave：時間平均温度、N：計測点数

（N=48000 点（480s））を示す。

この結果から、0.75Dmから 2Dm間ではほぼ等しい温度変動強度が得られている

ことがわかる。すなわち、枝配管からの噴流が再付着する場所の温度変動強度

は、その近傍の温度変動強度と比較して顕著な差が現れないことが確認された。

この理由としては、枝配管からの低温流体が再付着する場所は、主配管からの

流れとの合流地点から 1Dm以上下流側であり、この程度下流側であれば枝配管か

らの低温流体は主配管からの高温流体との混合によって温度が均一化され大き

な温度変動には至らなかったと考えられる。

9

この結果をふまえて、再付着噴流は、主配管壁面近傍での温度変動挙動が壁

面噴流と類似していることから、壁面噴流条件に含まれるものとし、合流部で

のフローパターンは前出の 4 種類から再付着噴流を除いた 3 種類に分類するこ

ととした。

第 1報から、合流部におけるフローパターンは主/枝配管の運動量比により分

類できることがわかっている。そこで、再付着噴流を壁面噴流に組み入れた各

フローパターンを運動量比で整理したマップを図 3-2 に示す。主/枝配管の運動

量の定義及びしきい値は以下に示す。

( )2

2

2

2⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛××

××==

bbb

bmmm

b

mR

DV

DDVMM

M

πρ

ρ (3)

壁面噴流

35.1>RM

偏向噴流

35.135.0 << RM

衝突噴流

35.0<RM

広島大学で実施された正方形断面をもつ主流路に円管が接続された T 字体系

合流試験[22]の結果と本試験結果との比較を実施した。結果を図 3-3 に示す。広

島大学での試験は、Re 数の範囲は 500～5000、口径比（Dm/Db）は 2～4で実施さ

れた（ここでの Dm は矩形流路の一辺の長さ）。広島大学の結果における壁面噴

流及び偏向噴流が、本研究における壁面噴流条件に含まれる結果となった。こ

の差異は、各フローパターンの識別の違いによるものと考えられる。広島大学

の実験は、層流に近い条件で実施されており、壁面噴流（文献では成層分離流）

は主配管壁面に付着する様に流れている。このため、枝配管からの噴流が少し

浮き上がると偏向噴流に属すると判定している。一方、サイクル機構では枝配

管からの噴流が主配管壁面から一端離れて再付着するフローパターン（前述の

再付着噴流）も壁面噴流と判定している。そのため、サイクル機構における壁

面噴流条件の中に、壁面噴流と偏向噴流が属する結果になったと考えられる。

10

３．２ホット/コールドスポット

配管合流部の流入条件によっては、枝配管からの低温あるいは高温の流体が

主配管壁面に島状に付着する（ホット/コールドスポット）ことが考えられてい

る。この場合、当該箇所のみ温度が異なり周囲からの拘束による応力が発生す

るため、従来から考えられていた構造材肉厚方向の温度変動による応力とはメ

カニズムが異なってくる。そのため、このホット/コールドスポットの生成条件

を把握しておくことは、サーマルストライピングを評価する上では非常に重要

である。

ここでは、ホット/コールドスポットの生成条件を把握するために、主配管壁

面に温度によって色が変わる感温液晶シートを貼り、流入条件をパラメータと

した試験を実施した。試験は、枝配管からの低温流体の挙動に着目し、壁面噴

流条件及び衝突噴流条件で実施した。感温液晶シートは、壁面噴流条件では枝

配管側となる主配管の下面に、衝突噴流条件では主配管の上面に設置した。試

験は蛍光灯により感温液晶シートを照らし、ビデオカメラにて色の変化を撮影

した。今回適用したコールドスポットの判定方法を図 3-4 に示す。コールドス

ポットの生成で問題となるのは、コールドスポットと周囲流体との温度勾配が

急峻になった場合である。周囲流体の温度を主配管からの流入温度と考えると、

コールドスポットの周囲流体との温度勾配は、コールドスポットの温度が上が

るにつれて緩やかになる。そこで、無次元温度で T*<0.2 の領域が時間平均で生

じる場合をコールドスポットと判定した。無次元温度の定義を以下に示す。

bm

b

TTTT

T−−

=* (4)

試験結果の一部を図 3-5 及び図 3-6 に示す。感温液晶による RGB の輝度値は

一定温度による校正試験の結果を基に温度に変換した。図は T*<0.2 の条件に入

る領域が黒で表示されている。壁面噴流条件では、主配管の流量が増すにつれ

てコールドスポットが発生してくるが、コールドスポットの大きさは変化して

いないことがわかる。これは、運動量比が大きくなるほど枝配管からの低温流

体は主配管下面に押さえつけられるが、枝配管噴流の運動量も主配管の運動量

と比較して相対的に小さくなって行く。このため、枝配管噴流が押さえつけら

れる効果と、主配管からの高温流体との混合促進がバランスしたことにより、

コールドスポットの大きさが一定していたと考えられる。さらに運動量比が大

きくなると、枝配管噴流が押さえつけられる力よりも混合促進が顕著になりコ

ールドスポットは小さくなることが予想される。一方、衝突噴流条件では、主

11

配管の流量が減るにつれてコールドスポットの大きさが大きくなっている。こ

れは、壁面噴流条件と逆に主配管の流量が減ると枝配管噴流の運動量が相対的

に増えることになり、主配管からの高温流体が低温流体のジェットを避けるよ

うに流れることが原因と考えられる。今回実施した試験条件とその結果を図 3-7

に示す。また、この結果を踏まえてフローパターンマップにコールドスポット

生成条件を付加したものを図 3-8 に示す。壁面噴流条件におけるコールドスポ

ットの生成条件を見ると、噴流形態の分類と同様に主/枝配管の運動量比にて整

理できることがわかる。衝突噴流条件では枝配管流速 Vb=0.5m/s のケースのみコ

ールドスポットが生成されるまで流量を変化させた。そのため、他の枝配管運

動量のケースではコールドスポットが生成されていない。この点に関しては、

今後確認が必要ではあるが、枝配管噴流の傾きが主/枝配管の運動量比で決定さ

れることから、衝突噴流条件におけるコールドスポットの生成条件も運動量比

で整理できると考えられる。以下にコールドスポットが生成される条件のしき

い値を示す。

壁面噴流側コールドスポット

45.6>RM

衝突噴流側コールドスポット

05.0<RM

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2

T*rm

s

Position* (Z/Dm)

θ=0度

θ=10度

□：壁面噴流θ=0度

r’=1mm

0°

180°

0.75Dm 2Dm

10°

図3-1　再付着噴流条件における再付着位置の温度変動強度

試験条件

主配管流速　0.81m/s

枝配管流速　1.0m/s

温度差　15℃

- 12 -

壁面噴流

偏向噴流

衝突噴流

Mm[kg･m/s2]

Mb [kg･m/s2]

MＲ≧1.35

MＲ≦0.35

Dm

Db

Mm=ρm×(Dm×Db)×Vm2

Mb=ρb×(πDb2/4)×Vb

2

Vb

Vm

MＲ=Mm/Mb

※白抜きは非等温条件

図3-2　フローパターンマップ

0.01

0.1

1

10

100

0.1 1 10

※小シンボルは噴流形態の境界

-13 -

10-5

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

10-6 10-5 10-4 10-3 10-2 10-1 100 101

Mm (kg･m/s2)

Mb (kg･m/s2)

壁面噴流

衝突噴流

壁面噴流偏向噴流

衝突噴流

●：壁面噴流　■：偏向噴流　▲：衝突噴流（JNC)※白抜きは非等温条件（ΔT=10℃）

図3-3　矩形流炉におけるフローパターンマップとの比較

- 14 -

T*<0.2　Coldスポットの生成と判断する

T*10T*10

Coldスポット Coldスポットではない

T*= T-TbTm-Tb

Tm：主配管温度

Tb：枝配管温度

図3-4　Coldスポット判定条件

0.2 0.2

-15 -

主配管流速：1.0m/s　

MR =3.8


MR = 5.48


MR = 7.46


MR = 9.74


MR = 12.33


MR = 15.22

：Coldスポット（T* < 0.2） MR=Mm/Mb　（MR > 1.35：壁面噴流） Mm：主配管運動量

Mb：枝配管運動量

枝配管流速：1.0m/s

図3-5　壁面噴流条件におけるコールドスポット

計測時間：60s

枝配管

-16 -

主配管流速：0.086m/s

　 MR =0.11


　 MR = 0.07


　 MR = 0.06


MR = 0.05


MR = 0.02

図3-6　衝突噴流条件におけるコールドスポット


MR = 0.01

Mm：主配管運動量

Mb：枝配管運動量：Coldスポット（T* < 0.2） MR=Mm/Mb　（MR < 0.35：衝突噴流）

枝配管流速：0.5m/s

枝配管

-17 -

0.01

0.1

1

10

100

0.1 1 10

Mm[kg･m/s2]

Mb [kg･m/s2]

壁面噴流

衝突噴流

偏向噴流

●、▲：Coldスポット

0.01

0.1

1

10

100

0.1 1 10

Coldスポット

Mm[kg･m/s2]

Mb [kg･m/s2]

壁面噴流

衝突噴流

偏向噴流

Coldスポット

図3-8　コールドスポット生成条件を付加したフローパターンマップ

図3-7　コールドスポット生成条件マップ

- 18 -

19

第４章温度分布測定試験

４．１試験条件

温度分布測定試験における熱電対ツリーの計測ポイントを図 4-1 に示す。第 2

報では、各噴流形態における温度分布がどの様になるかの情報が無かったので、

比較的粗い計測ポイントになっていた。そこで、今回の計測は各噴流形態にお

ける温度変動強度のピークを捉えるために、第 2 報で得られた温度変動強度の

ピーク位置近傍を詳細に計測した。今回の計測ポイントは、主配管軸方向は枝

配管中心軸を原点（Z=0）として、Z=0Dm の位置から、Z=0.23Dm、0.36Dm、0.5Dm、

0.75Dm、1Dm、1.5Dm、2Dm、2.5Dm の位置にて測定を実施した。また、周方向位置

は、壁面噴流条件及び偏向噴流条件では主配管下面（枝配管側）となるθ=0°、

10°、温度変動強度が高くなることが予想される 15゜から 50°までは 5°ピッ

チ、60°から 180°までは 30°ピッチとした。衝突噴流条件では、θ=0°から

80°までは 20°ピッチとし、温度変動強度が高くなると予想される 90°から

180°までは 10°ピッチとした。

試験ケースを表 4-1 に示す。各噴流形態において運動量比が同じであれば温

度変動強度は同様の挙動を示すことが前回の試験で確認されているので、今回

の試験では各噴流形態の代表ケースとして各 1ケースに関してのみ実施した。

前回の試験では、サンプリング周波数 50Hz（0.02s）で 120 秒間の計測を実施

した。今回の試験では温度変動の高周波成分から低周波成分までを精度良く計

測することを目的に、サンプリング周波数 100Hz（0.01s）、計測時間は 480 秒間

として実施した。尚、試験における温度条件は主配管 Tm=48℃、枝配管 Tb=33℃、

ΔT=15℃とした。

４．２温度変動強度の空間分布

図 4-2 から図 4-4 に各噴流形態における、時間平均温度及び温度変動強度分

布を示す。垂直断面図は主配管、枝配管の中心軸を通る面、周方向展開図は r’=1mm（主配管内表面より 1mm 流体側）における面、軸方向に垂直な断面は Z=0.5Dm、

1Dm の面を示している。時間平均温度及び温度変動強度は、主/枝配管の温度差

にて規格化している。

壁面噴流条件では、枝配管からの低温流体は主配管中心軸までは到達せず、

主配管下面に沿って流れていることがわかる。また、温度変動強度は、この枝

配管から出た噴流と主配管からの流れが混合する境界部で高くなっている。今

回の詳細計測の結果から、温度変動強度は T 字管の合流位置近傍から高い値を

20

示していることがわかった。周方向展開図を見ると、垂直方向断面と同様に枝

配管噴流と主配管の流れが混じり合う枝配管噴流の側面部（枝配管に相当する

円の両端位置から下流に伸びるライン上）で、温度変動強度が高くなっている

ことがわかる。軸方向に垂直な断面図からもその傾向がわかる。前回の計測で

は、温度変動強度の高い領域は主配管下流に進むに従って除々に拡がる傾向が

見られた。しかし、今回の試験結果を見ると、温度変動強度の端部は除々に拡

がっているが、温度変動強度の高い位置は 35 度近傍で比較的真っ直ぐ下流

（Z=1Dm程度）に伸びていることがわかった。

偏向噴流条件では、枝配管からの低温噴流が主配管の中心軸近傍を流れてい

る。軸方向に垂直な断面図を見ると、枝配管からの低温流体が主配管の中央を

円形の領域を作って流れている様子がわかる。周方向展開図を見ると、枝配管

からの低温流体は主配管壁面近傍に大きな影響を及ぼしていないことがわかる。

温度変動強度の高い位置は、壁面噴流条件と同様に主配管からの流れと枝配管

から出た噴流が混合する境界部となっている。

衝突噴流条件では、枝配管からの低温流体は主配管の上面に衝突しているこ

とがわかる。周方向展開図を見ると、主配管の上壁面近傍に枝配管からの低温

流体による低温領域が拡がっているのがわかる。今回の詳細計測の結果から、

温度変動強度は枝配管からの噴流が主配管上面に衝突する近傍の軸方向位置

（Z=0.5Dm）で最も高い値を示していることがわかった。これは、枝配管からの

低温流体が主配管の上面に衝突する近傍で、主配管からの高温流体との混合が

一挙に促進されことにより、この位置より下流側では温度変動が急速に減衰す

るためと考えられる。軸方向に垂直な断面図を見ると、枝配管からの低温流体

が主配管壁面に沿って主配管下面に流れている状況が確認できる。

図 4-5 に各噴流条件における Z=0.5Dm、Z=1Dm、r’=1mm での温度変動強度の周方向分布を示す。Z=0.5Dmの結果を見ると、壁面噴流条件ではθ=30 度から 40 度の

間で温度変動強度にピークがあり温度変動強度は0.25に達することがわかった。

枝配管の内壁端はθ=20 度となるので、枝配管の端部よりやや外側にピークが来

ていることになる。衝突噴流条件では、主配管上面θ=90 度から 180 度の広い範

囲で温度変動強度が約 0.25 と高くなっている。偏向噴流条件は他の噴流条件に

比べ温度変動強度は低い値（<0.12）を示しており、ピークの位置は壁面噴流条

件における高い位置（θ=30 度）とほぼ等しくなっている。Z=1Dm の結果を見る

と、壁面噴流条件では温度変動強度の高い位置が Z=0.5Dmに比べやや拡がった分

布になっている。衝突噴流条件では、Z=0.5Dmと比べると温度変動強度が高くな

る位置は変わらないが、値は半分程度（0.15）まで下がっている。

図 4-6 に各噴流条件における r’=1mm での温度変動強度の軸方向分布を示す。プロットした値は、各軸方向位置における周方向の最大値である。壁面噴流条

21

件では、Z=0.23Dmから Z=1Dmにかけて比較的フラットな温度変動強度の高い位置

が存在していることがわかった。Z=1Dm以降は下流に向かって除々に減衰してい

る。衝突噴流条件では、Z=0.5Dmに温度変動強度のピークがあり、その下流では

壁面噴流より急勾配で減衰している。偏向噴流条件では、周方向分布と同様に

他の噴流条件より温度変動強度は低い値を示している。しかし、軸方向には大

きく減衰はせず比較的フラットな分布となっている。

図 4-7 に温度分布測定で得られた知見をまとめた。温度変動強度は主配管か

らの流れと枝配管からの噴流の上端部境界で高い値を示す。軸方向に垂直な断

面で温度変動強度の高い領域を見ると、三日月形状になっている。主配管壁面

近傍に着目すると、壁面噴流条件では三日月の両端部が主配管壁面に接してお

り、この近傍に急峻な温度変動強度のピークが生成されることになる（図 4-5

の壁面噴流条件におけるθ=35 度近傍）。偏向噴流条件に移行する過程では、枝

配管からの噴流は主配管中心領域を流れるので、温度変動強度が高くなる三日

月形状領域の主配管壁面に近い端部も壁面から遠ざかる。そのため、偏向噴流

条件では主配管壁面近傍に着目すると、温度変動強度は小さくなる。偏向噴流

条件から衝突噴流条件に移行する過程では、枝配管からの噴流が除々に主配管

上面に近づくため、温度変動強度の高くなる三日月の領域も主配管上面近づく。

主配管壁面近傍に着目すると、壁面噴流条件とは異なり衝突噴流条件では三日

月の凸面部が壁面に接するため、広い範囲（主配管上半分）で温度変動強度が

高くなる（図 4-5 の衝突噴流条件におけるθ=90 度～180 度近傍）。温度変動強

度の軸方向分布は、壁面噴流条件から偏向噴流条件に移行する過程では、図 4-6

における壁面噴流条件の 0.23Dm から 1D の温度変動強度が高くなる領域が無く

なり除々に下流側まで平坦な分布になって行くと考えられる。一方、偏向噴流

条件から衝突噴流条件に移行する過程では、温度変動強度の高い領域は枝配管

からの噴流が主配管上面に衝突する位置に現れるので、衝突噴流条件に移行す

るにつれて除々に上流側へ移行すると考えられる。

前回の試験で実施した、運動量比がより大きい条件とより小さい条件におけ

る温度変動強度の軸方向分布を図 4-8 及び図 4-9 に示す。壁面噴流条件では、

CASE1 から CASE3 が同じ運動量比（MR=8.1）で、CASE4 が運動量比の大きいケー

ス（MR=12）である。衝突噴流条件では、CASE1 から CASE3 が同じ運動量比（MR=0.23）

で、CASE4 が運動量比の小さいケース（MR=0.011）である。壁面噴流条件で運動

量比がより大きい場合（枝配管からの噴流が主配管下面により近づく）は、枝

配管からの噴流による運動量が相対的に小さいので、主配管の流れによって拡

散され易く、温度変動強度が小さくなったと考えられる。衝突噴流条件で、運

動量比がより小さい場合（枝配管からの噴流が主配管上面により強く衝突する）

も、他の衝突噴流の結果と比べると温度変動強度が低くなっている。この結果

22

は、前述した枝配管からの噴流が主配管上面に衝突する位置が他の衝突噴流の

ケースより上流側に移行したためと考えられる。すなわち、前回の試験では、

Z=0.5Dm から計測を開始しており、CASE4 で温度変動強度が高くなる位置が捉え

られていなかったことが原因と考えられる。

４．３温度変動強度径方向分布

流体中で発生した温度変動が構造材へ伝達する過程では、種々の要因により

変動振幅が減衰すると考えられる[1]。その中の一つに、壁面近傍の境界層による

減衰が挙げられている。そこで、流体中の温度変動が主配管壁面に近づく過程

での減衰挙動を評価するために、流体温度の径方向分布を調べた。図 4-10、図

4-11 に壁面噴流条件での Z=0.5Dm、1Dmにおける温度変動強度の径方向分布を示

す。上側の図は各角度における分布、下側は各径方向位置における周方向最大

値の分布を示した。壁面噴流条件における各角度の結果を見ると、θ=30 度方向

では、壁面近傍（r’=1mm）と r’=40mm 近傍に２ヶ所のピークが見られるが、これは図 4-3 の Z=0.5Dm における主配管軸に垂直な断面での温度変動強度コンター

を見て分かるように、温度変動強度の高い領域が枝配管からの噴流の境界で半

円状の形状をしているためである。温度変動強度の高い領域に沿って壁に向か

う径方向の強度分布を見るために、周方向で最大の温度変動強度の径方向分布

を示したのが図 4-10 及び図 4-11 の下段である。これを見ると温度変動強度は

壁から 10mm の位置で最大となり壁に向かって減衰することが分かる。

図 4-12、図 4-13 に偏向噴流条件での Z=0.5Dm、1Dmにおける温度変動強度の径

方向分布を示す。偏向噴流条件では、枝配管からの噴流が主配管の中心部を流

れている。温度変動強度も主配管壁面から離れた位置で発生している。このた

め、温度変動強度の径方向分布は主配管壁面に向かって大きく減衰している。

周方向最大値の径方向分布を見ると、温度変動強度の高い領域は配管壁から離

れていることが確認できる。

図 4-14、図 4-15 に衝突噴流条件での Z=0.5Dm、1Dmにおける温度変動強度の径

方向分布を示す。衝突噴流では、枝配管からの噴流が直接衝突する Z=0.5Dmにお

けるθ=150 度、180 度を見るとあまり温度変動の減衰は見られていない。これ

は、枝配管からの噴流により主配管壁面近傍の境界層が発達しないことによる

と考えられる。Z=0.5Dm における各径方向位置での最大値の分布を見ると、

r’=20mm から温度変動の減衰は見られるが他の噴流形態より減衰率は小さくなっている。Z=1Dmの結果を見ると、θ=0 度を除いてほぼ一様に主配管壁面に向かっ

て温度変動強度が上昇している。しかし、温度変動強度の軸方向分布でも説明

した通り、Z=1Dmでは流体の混合が進み温度変動強度のピーク値が主配管壁面近

23

傍では低くなっていることから、径方向分布の値も全体的に低い値となってい

ると考えられる。

以上の結果から、壁面近傍における境界層による減衰は、壁面噴流条件及び

偏向噴流条件では確認されたが、衝突噴流条件ではほとんど減衰しないことが

わかった。サーマルストライピングを評価する上では、温度変動の時間平均値

だけではなく温度変動の Peak to Peak 値が重要になる。この点に関しては次項

にて検討する。

４．４温度変動 Peak to Peak 値

サーマルストライピングを評価する上で重要となる流体温度変動の振幅（最

大値と最小値の差：Peak to Peak）の評価を実施した。図 4-16 に各噴流条件に

おける Z=0.5Dm、r’=1mm での温度変動 Peak to Peak 値の周方向分布をシンボルで示す。ここでの Peak to Peak 値は計測時間内（480s）における最大温度と最

小温度の差としている。

各噴流条件の結果は、温度変動強度（図 4-5）とほぼ同様の分布を示している

が、温度変動強度よりやや拡がった分布となっている。偏向噴流条件以外では

最大で 1 に近い値を示しており、主配管壁面近傍でもほとんど減衰せず合流前

温度差に近い温度変動幅となっていることがわかる。

各噴流形態における Peak to Peak（ΔTpp）の軸方向分布を図 4-17 に示す。Δ

Tppの最大値は、偏向噴流条件以外で 1 に近い値を示している。分布形状は温度

変動強度に比べ下流側に向かってより緩やかに減衰している。特に衝突噴流で

その傾向が顕著である。

ここで評価したΔTppを求める時間幅は計測時間である 480s としたが、構造材

への影響を考慮した場合、温度振幅の時間幅としては長すぎる可能性がある。

そこで、構造材に影響を及ぼす周波数領域を選定するために、周波数応答線図[14]

を使用して周波数の有効下限値を求めた。ここで構造材の材質は SUS304、肉厚

は 7mm と仮定した（仏国高速原型炉フェニックスの 2次主冷却配管相当）。その

結果、0.01Hz が構造材に有意な影響を及ぼす（有効熱伝達関数のゲインが 0.1

以上）周波数の下限値と判断した。そこで、ΔTppを求める時間窓を 100s として

これを計測時間内（480s）を 50s ステップで移動させた 9回の平均値を求めた。

結果を図 4-16、図 4-17 に折線で示す。図を見ると、100s 間のΔTpp平均値と計

測時間内のΔTpp（480s 間の最大・最小の差）は各噴流条件とも大きな差がない

ことがわかる。すなわち、構造材に有意な影響を及ぼす時間幅における Peak to

Peak でも、偏向噴流条件以外では合流前温度差である 1 に近い値を示すことが

わかった。この結果から、T字管体系の合流部にて流体中で発生した温度変動は、

24

温度変動強度で見ると壁面近傍での減衰が見られたが温度変動の最大振幅を示

す Peak to Peak では壁面近傍においてもほとんど減衰せず合流前温度差に近い

温度変動幅になることがわかった。

４．５温度変動周波数特性

サーマルストライピングを評価する上で、流体温度変動の周波数特性は構造

材への変動の伝わり方に大きな影響があるため、これを把握することは非常に

重要である。そこで、各噴流形態における温度変動の周波数特性を把握するた

めに、温度変動の時系列データに対して FFT（高速フーリエ変換）を施してパワ

ースペクトル密度（PSD）を算出した。PSD の算出方法は、全収録データ（480

秒間、48000 点）から約 20 秒間 2048 点のデータを 0.1s ステップでずらして取

り出した各データに、FFT を施した後に平均化処理を行って求めた。

壁面噴流条件における各位置での PSD を図 4-18 に示す。図を見ると、温度変

動強度の高い位置近傍（Z=1Dm、θ=30 度）には卓越周波数が存在していること

がわかる。各軸方向位置での PSD を比較すると、全てθ=30 度かθ=45 度の PSD

が他の角度より高い値を示している。θ=30 度における各軸方向位置の PSD の比

較を図 4-19 に示す。この結果を見ると、10Hz 以上の高周波数成分に関しては

Z=0.23Dm、0.5Dm が高い値を示しているが、低周波数成分は Z=0.23Dm から Z=1Dm

でほぼ同程度の値を示し、卓越周波数では Z=1Dm が最も大きな Power を示して

いる。周波数応答線図から、構造物の応力変動において高周波数成分は構造材

の熱容量の為に流体の温度変動に追従しないことがわかっている。そこで、壁

面噴流条件を代表する PSD として、卓越周波数成分の Power が大きくかつ低周

波数成分での PSD も高い値を示しているθ=30 度、Z=1Dmの位置のデータを用い

ることとした。

偏向噴流条件、衝突噴流条件でも同様に各位置での PSD を比較した。図 4-20、

図 4-21 に示す。偏向噴流条件も壁面噴流条件と同じ Z=1Dm、θ=30 度での PSD が

他の位置より高い値を示している。衝突噴流条件でも、温度変動強度が高い値

を示した Z=0.5Dm、θ=180 度での PSD が他の位置より高い値を示した。そこで、

偏向噴流条件、衝突噴流条件では上記位置のデータを各噴流条件における代表

PSD とした。

図 4-22 に各噴流条件における代表 PSD の比較を示す。温度変動強度と同様に

偏向噴流条件の PSD は他の噴流形態に比べ低い値となっている。壁面噴流条件

と衝突噴流条件を比べると、壁面噴流における卓越周波数（6Hz）より高周波数

側では壁面噴流の方が高い PSD を示しているが、卓越周波数より低周波数側で

は衝突噴流の方が高い PSD となっている。

25

壁面噴流条件及び偏向噴流条件では、温度変動強度の高い位置に卓越周波数

が存在している。そこで、運動量比を固定し、主/枝配管の流速を変更した試験

を実施し、卓越周波数と主/枝配管の絶対流速の関係を調べた。壁面噴流条件に

おける試験条件を以下に示す。

壁面噴流条件

主配管流速

Vm（m/s）

枝配管流速

Vb（m/s）

流速比

Vm/Vb

運動量比

MR=Mm/Mb

Case1（基準） 1.46 1.0 1.46 8.1

Case2 0.73 0.5 1.46 8.1

Case3 2.18 1.5 1.45 8.02

各 Case の Z=1Dm、θ=30 度における PSD の比較を図 4-23 に示す。第 2 報では

運動量比を一定とし主/枝配管の流入流速をパラメータとした実験を実施し、こ

の卓越周波数は St 数で整理することにより一致することを示した。St 数の定義

を以下に示す。

m

b

VD

fSt = (5)

第 2 報では、卓越周波数成分のみに着目したが、ここでは PSD の無次元化を

試みてPSD全体の特徴を検討した。第2報では卓越周波数のSt数が0.2となり、

円管後流に生成されるカルマン渦の St 数と一致することから、ここで見られた

温度変動の卓越周波数は枝配管からの噴流を柔な構造物としたカルマン渦によ

るものであると考えた。そこで、St 数と同様に枝配管口径 Dbと主配管流速 Vmに

より PSD を無次元化することにより PSD をより一般的に表すことを試みた。現

状の PSD は℃2/Hz（℃2s）の単位を持っている。無次元化の定義式を以下に示す。

2*

TDV

PSDPSDb

m

∆⋅= (6)

bm TTT −=∆ (7)

無次元化 PSD と St 数により整理した結果を図 4-24 に示す。図より卓越周波

数成分のみならず低周波数、高周波数の成分まで PSD のプロファイルが一致し

26

ていることがわかる。

偏向噴流及び衝突噴流条件に関しても同様に運動量比を一致させ主/枝配管

の流速をパラメータとした試験を実施した。試験条件を以下に示す。

偏向噴流条件

主配管流速

Vm（m/s）

枝配管流速

Vb（m/s）

流速比

Vm/Vb

運動量比

MR=Mm/Mb

Case1（基準） 0.46 1.0 0.46 0.8

Case2 0.23 0.5 0.46 0.8

Case3 0.69 1.5 0.46 0.8

衝突噴流条件

主配管流速

Vm（m/s）

枝配管流速

Vb（m/s）

流速比

Vm/Vb

運動量比

MR=Mm/Mb

Case1（基準） 0.23 1.0 0.23 0.2

Case2 0.11 0.5 0.22 0.18

Case3 0.34 1.5 0.23 0.2

図 4-25、図 4-26 に各噴流形態を代表する位置（偏向噴流：Z=1Dm、θ=30 度衝

突噴流：Z=0.5Dm、θ=180 度）での PSD を示す。衝突噴流条件では卓越周波数は

存在していないが、偏向噴流条件では微かに卓越周波数が存在している。図 4-27、

図 4-28 に壁面噴流と同様に St 数と無次元化 PSD により整理した PSD を示す。

この結果を見ると、卓越周波数がわずかに存在している偏向噴流条件ばかりで

なく、卓越周波数が存在しない衝突噴流条件に関しても、この無次元化 PSD に

より絶対流速によらず運動量比が同じであれば PSD のプロファイルが一致する

ことがわかった。この結果は、サーマルストライピングの評価で重要となる温

度変動の周波数特性が、運動量比が同じであれば絶対流速によらず無次元化 PSD

で予測可能であることが示している。

27

表 4-1 試験条件

噴流形態主配管流速 Vm (m/s)

枝配管流速 Vb (m/s)

流速比 Vm/Vb

運動量比

Mm/Mb Case1 壁面噴流 1.46 1.0 1.46 8.1 Case2 偏向噴流 0.46 1.0 0.46 0.8 Case3 衝突噴流 0.23 1.0 0.23 0.2

1mm3mm5mm

・・

75mm

r’

z

0Dm 0.5Dm 1.5Dm 2Dm 2.5Dm1Dm

0.23Dm 0.36Dm

0.75Dm

枝配管

0°

180°

θ

枝配管方向

壁面噴流・偏向噴流

0°

180°

θ

枝配管方向

衝突噴流

図4-1　温度分布測定試験計測ポイント

主配管中心線

- 28 -

0.5Dm

時間平均温度

1Dm

0

2.5Dm

180° 0° 180° 0°

0

温度変動強度

1.0

0.0

0.3

0.0

0.5Dm 1Dm

2.5Dm

枝配管

0.5Dm 2Dm 0.5Dm 2Dm

枝配管

r’=1mm

0°

180°

図4-2　時間平均温度及び温度変動強度コンター（壁面噴流条件）

壁面噴流条件　Vm=1.46m/s　Vb=1.0m/s　MR=8.1

0.5Dm

1.0Dm

0.5Dm

1.0Dm

- 29 -

0.5Dm 1Dm

0

2.5Dm

180° 0° 180° 0°

0

1.0

0.0

0.3

0.0

0.5Dm 1Dm

2.5Dm

時間平均温度

枝配管

温度変動強度

図4-3　時間平均温度及び温度変動強度コンター（偏向噴流条件）

0.5Dm 2Dm 0.5Dm 2Dm

枝配管

偏向噴流条件　Vm=0.46m/s　Vb=1.0m/s　MR=0.8

0.5Dm

1.0Dm

0.5Dm

1.0Dm

r’=1mm

0°

180°

- 30 -

0.23Dm 0.36Dm

0

2.5Dm

180° 0° 180° 0°

0

1.0

0.0

0.3

0.0

2.5Dm

時間平均温度

枝配管

温度変動強度

0.5Dm 2Dm 0.5Dm 2Dm

枝配管

衝突噴流条件　Vm=0.23m/s　Vb=1.0m/s　MR=0.2

図4-4　時間平均温度及び温度変動強度コンター（衝突噴流条件）

r’=1mm

0°

180°

0.5Dm

1.0Dm

0.5Dm

1.0Dm

0.5Dm 1Dm

0.23Dm 0.36Dm

0.5Dm 1Dm

- 31 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 30 60 90 120 150 180

T*rm

s

Angle (degree)

Z=0.5Dm

(1)Wall Jet

(2)Deflecting Jet

(3)Impinging Jet

図4-5　温度変動強度の周方向分布

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 30 60 90 120 150 180

T*rm

s

Angle (degree)

(1)Wall Jet

(2)Deflecting Jet

(3)Impinging Jet

Z=1Dm

- 32 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

T*rm

s

Distance (Z/Dm)

(1)Wall Jet

(2)Deflecting Jet(3)Impinging Jet

図4-6　温度変動強度の軸方向分布

- 33 -

壁面噴流

偏向噴流

衝突噴流

衝突噴流

偏向噴流壁面噴流

温度変動強度

温度変動強度が高くなる（θ=35度）

温度変動強度が高くなる（θ=90度～180度）

衝突噴流

運動量比により衝突する位置が変わる

図4-7　各噴流形態における温度変動強度

180°

90°

0°

-34 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 1 2 3 4 5

CASE1(Vm=0.11m/s Vb=1m/s MR=0.05)


CASE3(Vm=0.11m/s Vb=0.5m/s MR=0.18)


T*rm

s

Distance (Z/Dm)

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 1 2 3 4 5





T*rm

s

Distance (Z/Dm

)

図4-9　温度変動強度の軸方向分布（衝突噴流：前報）

図4-8　温度変動強度の軸方向分布（壁面噴流：前報）

r’=1mm各軸方向位置における周方向の最大値

r’=1mm各軸方向位置における周方向の最大値

- 35 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=0.5Dm

図4-10　温度変動強度の径方向分布（壁面噴流　Z=0.5Dm）

各角度における温度変動強度の径方向分布

周方向最大温度変動強度の径方向分布

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r' /Dm(mm)

0°

15°

30°45°

60°

Z=0.5Dm

管壁中心

管壁中心

- 36 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r' /Dm(mm)

Z=1Dm

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r' /Dm(mm)

0°

15°

30°

45°

60°

Z=1Dm

図4-11　温度変動強度の径方向分布（壁面噴流　Z=1Dm）



管壁中心

管壁中心

- 37 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=0.5Dm

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r' /Dm(mm)

0°

15°

30°

45°

60°

Z=0.5Dm

図4-12　温度変動強度の径方向分布（偏向噴流　Z=0.5Dm）



管壁中心

管壁中心

- 38 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=1Dm

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r' /Dm(mm)

0°

15°

30°45°

60°

Z=1Dm

図4-13　温度変動強度の径方向分布（偏向噴流　Z=1Dm）



管壁中心

管壁中心

- 39 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=0.5Dm

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

0°

90°

120°150°

180°

Z=0.5Dm

図4-14　温度変動強度の径方向分布（衝突噴流　Z=0.5Dm）



管壁中心

管壁中心

- 40 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=1Dm

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0°90°120°150°180°

T*rm

s

r'/Dm (mm)

Z=1Dm

図4-15　温度変動強度の径方向分布（衝突噴流　Z=1Dm）



管壁中心

管壁中心

- 41 -

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 30 60 90 120 150 180

∆T pp

Angle (degree)

Z=0.5Dm r'=1mm

(1)Wall Jet(3)Impinging Jet

(2)Deflecting Jet

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.5 1 1.5 2 2.5

∆T pp

Distance (Z/Dm)

r'=1mm

(1)Wall Jet

(3)Impinging Jet

(2)Deflecting Jet

図4-17　温度変動Peak to Peakの軸方向分布

図4-16　温度変動Peak to Peakの周方向分布

ラインは100秒間の平均ΔTpp

シンボルは480秒間の最大ΔTpp

ラインは100秒間の平均ΔTpp

シンボルは480秒間の最大ΔTpp

- 42 -

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1.5Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.75DmPo

wer

(o C2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度θ=45度

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.5Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.36Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.23Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

図4-18　各位置におけるPSD（壁面噴流）- 43 -

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

0.23Dm0.5Dm1Dm1.5Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

図4-19　θ=30度におけるPSD（壁面噴流）

- 44 -

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1.5Dm

0度

15度

30度

45度

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1Dm

0度

15度

30度

45度

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.75Dm

0度

15度

30度

45度

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.5Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度

θ=30度

θ=45度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.36Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=15度θ=30度

θ=45度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.23Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度θ=15度

θ=30度

θ=45度

図4-20　各位置におけるPSD（偏向噴流）- 45 -

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1.5Dm

0度90度140度

180度

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=1Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=180度θ=90度

θ=140度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.75DmPo

wer

(o C2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=180度

θ=90度θ=140度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.36Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=180度

θ=90度

θ=140度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.5Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=180度

θ=90度

θ=140度

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Z=0.23Dm

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

θ=0度

θ=180度

θ=90度

θ=140度

図4-21　各位置におけるPSD（衝突噴流）- 46 -

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

衝突噴流

壁面噴流

偏向噴流

図4-22　各噴流形態における代表PSDの比較- 47 -

10-2

10-1

100

101

1 10

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

Vm=1.46m/sVm=0.73m/s

Vm=2.18m/s

図4-24　無次元PSDの比較（壁面噴流）

図4-23　有次元PSDの比較（壁面噴流）

10-3

10-2

10-1

100

0.01 0.1 1

PSD

* (-)

St (-)


Vm=2.18m/s

- 48 -

10-2

10-1

100

101

0.1 1 10

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

Vm=0.69m/s

Vm=0.23m/s

Vm=0.46m/s

10-2

10-1

100

101

0.1 1 10

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

Vm=0.23m/s

Vm=0.11m/s

Vm=0.34m/s

図4-26　有次元PSDの比較（衝突噴流）

図4-25　有次元PSDの比較（偏向噴流）

- 49 -

10-5

10-4

10-3

10-2

10-1

100

0.01 0.1 1

PSD

* (-)

St (-)


Vm=0.69m/s

10-5

10-4

10-3

10-2

10-1

100

0.01 0.1 1

PSD

* (-)

St (-)


Vm=0.34m/s

図4-28　無次元PSDの比較（衝突噴流）

図4-27　無次元PSDの比較（偏向噴流）

- 50 -

51

第５章流速分布測定試験

５．１計測手法

テスト部における流速分布を測定するために、非接触で瞬時の 2 次元流速空

間分布が測定できる粒子画像流速測定法（PIV：Particle Image Velocimetry）

を適用した。本試験に適用した PIV のシステム構成を図 5-1 に示す。本システ

ムは、ダブルパルス YAG レーザー、CCD カメラ、パーソナルコンピューター及び

タイミングコントローラから構成される。計測は 2 台の YAG レーザーをタイミ

ングコントローラにて時間差（0.8ms～1.6ms）をもって射出し、レーザーシー

トにて可視化されたトレーサーの画像を CCD カメラにて撮影した。撮影された 2

枚の画像から相互相関処理にてトレーサーの移動距離を決定し流速を求めた。1

回の撮影における画像サイズは 150mm×150mm（1008 ピクセル×1018 ピクセル）

とした。相互相関処理では、22 ピクセル×22 ピクセルの参照領域を計測画像内

で移動させて相関画像を求めた。そのため、空間分解能としては約 3mm×3mm と

なる。また、本システムではサブピクセル法[23] [24]を採用し、0.2 ピクセルまで

の精度があるので、本実験でのレーザー射出間隔が 0.8ms の場合は、計測誤差

としては約 0.04m/s となる。時間平均流速ベクトルは 15Hz サンプリング、256

組（約 17s）の画像にて作成した。トレーサー粒子としては水と比重がほぼ等し

いエクスパンセル（粒子径約 30μm）を使用した。円管内の計測であることから

曲面となる壁面によるハレーションなどが発生するため、可視化画像にはノイ

ズ処理[25]を施した。

PIV による計測は主配管鉛直方向断面及び水平方向断面にて実施した。計測イ

メージを図 5-2 に示す。鉛直方向断面の計測は、上面より主配管鉛直方向に YAG

レーザーを照射し、主配管側面より CCD カメラにて撮影した。水平方向断面の

計測は、側面より YAG レーザーを水平に照射し、主配管上面より CCD カメラに

て撮影した。水平断面は主配管中心軸から下方に Y=-35mm、-50mm 及び-65mm の

位置とした。Y=-65mm の位置では、主配管壁面とレーザーシートがぶつかる面が

θ=30 度となる。この角度は、壁面噴流条件における温度変動強度が高く卓越周

波数が存在する位置になる。主配管軸方向には Z=0～1.5Dm程度までを 2 つの領

域に分けて撮影した。

配管の曲率による可視化画像の歪みを抑えるために、主配管の外側にはウォ

ータージャケットが設置されているが、配管の端部における曲率の影響で画像

の端部には歪みが生じている可能性がある。また、カメラのレンズによる歪み

も考えられる。そこで、PIV で設定している計測面に基準画像（方眼紙）を挿入

し、計測と同じ条件にて撮影を実施し歪みの程度を評価した。計測で得られた

52

寸法と実際の寸法の比較を図 5-3 及び図 5-4 に示す。鉛直面における最大誤差

は Y=70mm の位置で 5ピクセル（約 0.74mm）、水平面（主配管中心より 65mm 下方）

では X=12.5 の位置で 2ピクセル（約 0.14mm）程度であった。この結果から、今

回得られた試験結果に配管の曲率及びレンズの歪みは配管壁面のごく近傍を除

いてほとんど影響を及ぼさないことが確認できた。

５．２試験条件

表 5-1 に PIV 試験での試験条件を示す。合流部のフローパターンとしては、

壁面噴流条件（Case1、Case2）及び衝突噴流条件（Case3）とした。壁面噴流条

件では、運動量比は同じで主/枝配管流速を変更した試験（Case2）及び枝配管

後流域に着目してこの領域を拡大して撮影（画像サイズ：75mm×75mm）した試

験を実施した。尚、衝突噴流条件（Case3）では鉛直方向断面のみの計測とした。

５．３テスト部流入条件の確認

テスト部入口における流入条件を確認するために、PIV で得られた流速データ

にて検討した。壁面噴流条件での Z=-55mm における PIV で得られた速度及び速

度変動強度の鉛直方向分布を図 5-5 及び図 5-6 に示す。また、第 1 報にて得ら

れたレーザードップラー流速計（LDV）による測定結果も比較のために示した。

PIV と LDV の結果を比較すると、ほぼ同様の分布が得られており、今回実施した

PIV の計測結果が妥当であることが確認できた。本試験装置で得られた速度分布

は、発達した円管内乱流条件で得られる速度分布よりややフラットな分布とな

っている。速度変動強度は主管内平均流速に対して約 10%の変動になっているこ

とがわかった。

５．４壁面噴流条件における流速分布

図 5-7 に壁面噴流条件 Case1 における主配管、枝配管の中心軸を通る鉛直面

での、時間平均速度・流線・速度変動強度を示す。また、図 5-8 から図 5-10 に

時間平均速度・流線・速度変動強度の水平断面計測（Y=-35mm、-50mm、-65mm）

の結果を示す。時間平均速度及び速度変動強度は、主配管の流入流速にて規格

化している。定義は以下に示す。

m

zyx

V

VVV

22)(*+

= (8)

53

N

VV

N

ii

ave

∑== 1

*

(9)

N

VVV

N

iavei

rms

∑=

−= 1

2* )( (10)

m

rmsrms V

VV =*

(11)

ここで、V：流速、Vm：主配管流速、Vave：時間平均流速、N：計測点数（N=256

点（約 17s））を示す。尚、速度変動強度は各成分に分けて示している（Vx：水

平方向成分、Vy：鉛直方向成分、Vz：軸方向成分）。鉛直方向断面での速度ベク

トル図を見ると、枝配管からの噴流の後流域に逆流が形成されていることがわ

かる。主配管の流速はこの逆流域の上部が最も速くなっている。鉛直断面での

速度変動強度を見ると、枝配管からの噴流の後流域に形成された逆流領域で高

い値を示している。また、枝配管からの噴流の端部でも高い値が見られる。水

平断面の結果から、Y=-65mm における速度分布及び流線を見ると、主配管からの

流れは枝配管からの噴流を避けるように流れている様子がわかる。また、枝配

管噴流の後流域には逆流が生じており、この逆流は左右対称な 2 つの渦を形成

していることがわかる。Y=-50mm における速度分布を見ると、この逆流領域は小

さくなってはいるがまだ存在している。すなわち、この枝配管後流域に形成さ

れる 2つの渦は鉛直方向に伸びた渦構造になっていることがわかる。Y=-35mm で

はこの逆流領域は消失している。速度変動強度の結果を見ると、Y=-65mm での速

度変動強度の軸方向成分で速度変動強度が高くなる位置は、逆流領域に形成さ

れる 2 つの渦の側部であることがわかる。これは、温度変動強度の高くなる位

置と一致している。Y=-35mm では Z=0.6Dm近傍に速度変動強度の高い位置が存在

している。この位置は枝配管噴流の上端にあたり、枝配管からの噴流が時間的

に振動することで変動強度が高くなっているものと考えられる。

図 5-11 に壁面噴流条件で運動量比を固定して主/枝配管の流速を変更したケ

ース（Case2）における主配管、枝配管の中心軸を通る鉛直面での、時間平均速

度・流線・速度変動強度を示す。また、図 5-12 から図 5-14 に同条件における

時間平均速度・流線・速度変動強度の水平断面計測（Y=-35mm、-50mm、-65mm）

の結果を示す。また、図 5-15 に Z=0.5Dm における軸方向流速成分の鉛直方向の

54

比較を示す。図より、Case1、Case2 はほぼ同様の分布を示していることがわか

る。すなわち、温度変動強度と同様に運動量比が同じであればフローパターン

も相似になることが示された。

枝配管の後流域に生じる 2 つの渦は時間的に変動していた。前章の温度測定

試験で得られた、温度変動強度の高い位置に見られた温度変動の卓越周波数は、

第 2 報にて枝配管噴流を柔な構造物としたカルマン渦によるものであると推定

した。そこで、PIV で得られる瞬時流速ベクトルによりこの逆流域にできる渦の

特性を検討した。図 5-16 に壁面噴流条件（Case2）で枝配管の後流域を拡大し

た測定データにおける瞬時速度分布の流線図を時系列で示す。図より、枝配管

の後流域にできる 2 つの渦は交互に時間的に生成消滅を繰り返していることが

わかる。そこで、この渦の生成消滅によって作り出される速度の変動に関して

調査した。図 5-17 に壁面噴流条件 Case1（Vm：1.46m/s、Vb：1m/s）における逆

流域後流（図中 A点）での速度の時系列データとこの点における速度変動の PSD

を示す。時系列データを見ると流速値が正負交互にくり返して変動しており、

この逆流域では渦の生成消滅により速度変動が発生していることがわかる。さ

らにこの点での PSD から、6Hz 近傍に速度変動の卓越周波数が存在していること

がわかる。PSDの図における点線は同位置における温度変動のPSDを示している。

尚、ここでの PSD は温度・速度における PSD の最大値にて規格化した値である。

この図から、温度変動と速度変動で同じ周波数に卓越成分が存在していること

がわかる。図 5-18 に壁面噴流条件 Case2（Vm：0.73m/s、Vb：0.5m/s）における

同様の時系列データと速度変動の PSD を示す。PSD の結果を見ると、Case1 と同

様に温度の PSD とほぼ同じ周波数に卓越成分が発生していることがわかる。こ

の結果から、温度変動強度の高い場所に見られた温度変動の卓越周波数は、枝

配管からの噴流の後流域に生成されるカルマン渦に起因していることがわかっ

た。すなわち、この位置で温度変動はカルマン渦によって発生した乱れによっ

て出来たものと考えられる。

図 5-19 に壁面噴流条件 Case2 における瞬時速度分布の鉛直断面流線を示す。

この図から、枝配管噴流は大きく鉛直方向に振動していると伴に主配管水平方

向を軸とする渦が生成されていることが確認できる。この渦を各時間で観察す

ると周期的に生成されていることがわかる（図中の番号は同じ渦を示す）。この

渦により、主配管下面に枝配管からの低温流体が運ばれていると考えられる。

枝配管からの後流域では、図 5-16 で見られた枝配管噴流を柔な構造物とするカ

ルマン渦と、図 5-19 で見られた主配管水平方向を軸とする渦により温度変動が

生成されていると考えられる。

55

５．５衝突噴流条件における流速分布

図 5-20 に衝突噴流条件における主配管、枝配管の中心軸を通る鉛直面での、

時間平均速度・流線・速度変動強度の結果（Case3）を示す。速度ベクトル図を

見ると、枝配管からの噴流が主配管上面まで到達していることがわかる。また、

枝配管噴流の中心にポテンシャルコア（図 5-20 における枝配管からの噴流で

V*=1 に近い流速を示す部分）が見られるが、主配管からの流れの影響で通常の

ポテンシャルコアの長さ（5～6Db）よりかなり短くなっている。これは、横流れ

のない衝突噴流と比べて枝配管からの低温流体が主配管壁面に到達しにくいこ

とを示唆している。枝配管の後流域には主配管の下面から吹き出しているよう

な流れが見られる。これは、枝配管からの噴流が主配管上面に衝突したことに

より、押しやられた流体が主配管下面からの上昇流となったと考えられる。

速度変動強度を見ると、壁面噴流条件と同様に枝配管からの噴流の端部で高

い値を示しており、壁面噴流条件より高い値となっている。

56

表 5-1 PIV 試験条件

噴流形態主配管流速 Vm (m/s)

枝配管流速 Vb (m/s)

運動量比

Mm/Mb 計測断面

水平断面 Case1 壁面噴流 1.46 1.0 8.1 鉛直断面水平断面 Case2 壁面噴流 0.73 0.5 8.1 鉛直断面

Case3 衝突噴流 0.23 1.0 0.2 鉛直断面

PC

CCDカメラ

Timing Controller

Nd-YAG Lasers

テスト部

図5-1　PIVシステム構成図

- 57 -

YAG レーザー


CCDカメラ

YAG レーザー

枝配管

(1)　鉛直方向計測断面

枝配管

主配管

CCDカメラ

YAG レーザー


YAG レーザー

枝配管

(2)　水平方向計測断面

主配管

枝配管

75mm

Y=-50mmY=-35mm

Y=-65mm

θ

Y= -35mm：θ=62°

Y= -50mm：θ=48°

Y= -65mm：θ=30°


ウォータージャケットY

図5-2　PIV計測概念図

- 58 -

-75 -50 -25 0 25 50 75-75

-50

-25

0

25

50

75

Y：計測値（mm）

基準値（mm）

垂直面における基準値との比較（垂直方向）

150mm

計測面


最大誤差：5pixel（0.74mm）

図5-3　PIV計測誤差（垂直断面）

Y

- 59 -

-30 -20 -10 0 10 20 30

-30

-20

-10

0

10

20

30

X：計測値（mm）

基準値（mm）

Y=-65mmにおける基準値との比較（水平方向）

枝配管

75mm 75mm

65mm

計測面

図5-4　PIV計測誤差（水平断面）

最大誤差：2pixel（0.14mm）

X

- 60 -

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

-75 -50 -25 0 25 50 75

PIVLDV

V Z* rms (V

z rm

s/Vm

)

Y (mm)

Z=-55mm

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

-75 -50 -25 0 25 50 75

PIVLDV

V Z* (V z/V

m)

Y (mm)

Z=-55mm

図5-6　合流部入口における速度変動強度の比較

図5-5　合流部入口における時間平均速度の比較

- 61 -

0.5Dm

枝配管

Y=-65mmY=-50mmY=-35mm

軸方向成分鉛直方向成分

1.6

0.0

0.6

0.0

図5-7　時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（壁面噴流：Case1）

速度ベクトル流線

速度変動強度

Vm=1.46m/s

Vb=1.0m/s

-62 -

0.5Dm

図5-8　Y=-65mmにおける速度ベクトル・流線・速度変動強度（Case1）

速度ベクトル

流線

速度変動強度（軸方向）

速度変動強度（水平方向）

枝配管

1.6

0.0

0.6

0.0

- 63 -

0.5Dm


速度ベクトル

流線



枝配管

1.6

0.0

0.6

0.0

- 64 -

0.5Dm


速度ベクトル

流線



枝配管

1.6

0.0

0.6

0.0

- 65 -

図5-11　時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（壁面噴流：Case2）

0.5Dm

枝配管

Y=-65mmY=-50mmY=-35mm


1.6

0.0

0.6

0.0


速度変動強度

Vm=0.73m/s

Vb=0.5m/s

-66 -

0.5Dm


速度ベクトル

流線



枝配管

1.6

0.0

0.6

0.0

- 67 -

0.5Dm


速度ベクトル

流線



枝配管

1.6

0.0

0.6

0.0

- 68 -

0.5Dm


速度ベクトル

流線

枝配管

1.6

0.0



0.6

0.0

- 69 -

-0.5 0 0.5 1 1.5-75

-50

-25

0

25

50

75

Case1Case2

Vz* (Vz/Vm)

Y (m

m)

Z=0.5Dm

図5-15　軸方向流速成分の比較

- 70 -

t=0.0s t=0.06s

t=0.13s t=0.2s

t=0.26s t=0.33s図5-16　枝配管後流域における時系列流線（Case2）

枝配管

計測箇所

- 71 -

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

2 3 4 5 6 7 8 9 10

PSD

Frequency (Hz)

温度速度

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Velo

city

(m/s

)

Time (sec)

図5-17　枝配管後流域における速度変動のPSD（Case1）

Vm：1.46m/sVb：1m/s

Point A

- 72 -

-1

-0.5

0

0.5

1

7 7.5 8 8.5 9 9.5 10

Velo

city

(m/s

)

Time (sec)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

2 3 4 5 6 7 8 9 10

PSD

Frequency (Hz)

温度

速度

図5-18　枝配管後流域における速度変動のPSD（Case2）

Vm：0.73m/sVb：0.5m/s

Point A

- 73 -

0s 0.06s 0.13s

0.2s 0.26s 0.33s

撮影位置

図5-19　垂直断面における時系列流線（Case2）

①① ①

②

②② ②

-74 -

図5-20　時間平均速度及び速度変動強度：垂直面（衝突噴流条件）

枝配管

0.5Dm


0.5Dm 1Dm枝配管

Vm=0.23m/s

Vb=1.0m/s

5.2

0.0

1.3

0.0


速度変動強度

-75 -

76

第６章流体中温度変動の構造材への伝達挙動

６．１構造材温度変動特性

サーマルストライピングを評価する上で、流体中の温度変動が構造材へ伝達

する挙動を把握することは重要である。本試験装置では、構造材の温度を測定

するために、主配管のアクリル壁内面に熱電対が設置されている。設置した位

置は、軸方向に Z=1Dm、2Dm、3Dm、4Dm、5Dm、周方向には、Z=1Dm、2Dmはθ=0 度か

ら 30 度間隔で 12 点、Z=3Dmから 5Dmはθ=0 度から 90 度間隔で 4点設置されてい

る。設置位置及び設置方法を図 6-1 に示す。主配管壁面に設置した熱電対はφ

=0.25mm で、主配管内面に熱電対シースの先端が位置する様に設置されている。

そのため、熱電対の温接点位置はシース径の半分（0.125mm）程度、主配管表面

より構造材側に入り込んでいると考えられる。また、熱電対は主配管壁面にあ

けられたφ2mm の穴にφ1mm のスリーブを介して設置されている。すなわち、ス

リーブと主配管の穴の隙間には流体が入り込む構造になっている。この隙間の

流体は殆ど静止していると考えられることと、水とアクリルの熱拡散率は同程

度であることから、ここでの壁面温度はアクリル中に 0.125mm 入った位置での

温度を測定していることに相当する。この構造材中の温度は熱電対ツリーとの

同時計測が可能である。

壁面噴流条件における温度変動強度が高い位置（Z=1Dm、θ=30°）での流体中

（構造材壁面より 1mm 流体側：r’=1mm）と構造材中温度変動との時系列の比較を図 6-2 に示す。図より、構造材中の温度変動は流体中の温度変動における高周

波数成分をカットした形になっていることがわかる。これらの温度変動データ

を使用して FFT（高速フーリエ変換）により PSD を算出し比較した。結果を図

6-3 に示す。図より、1Hz より高周波数成分における構造材温度変動の PSD の減

衰が大きくなっていることがわかる。これは、1Hz 以上の温度変動の高周波成分

が構造材に伝わりにくいことを示している。

偏向噴流条件及び衝突噴流条件でも同様に流体中 1mm と構造材中の温度変動

時系列データの比較及び PSD の比較を図 6-4 から図 6-7 に示す。偏向噴流条件

及び衝突噴流条件でも、壁面噴流条件と同様に流体中温度変動の高周波数成分

が大きく減衰された形で構造材表面に伝わっている。

６．２コールドスポットの長周期変動

感温液晶におけるコールドスポットの生成条件確認試験において、壁面噴流

条件でのコールドスポットが左右にゆっくりと動いていることが確認された。

77

そこで、コールドスポットの挙動が壁面における温度変動に与える影響につい

て検討した。

今回実施した温度分布測定試験における壁面噴流条件は、図 3-8 におけるコ

ールドスポットの生成マップにて判定すると、コールドスポットが生成されて

いる条件になる。図 6-8 から図 6-10 に主配管壁面に設置された Z=1Dm、θ=±30

度の位置における温度変動の時刻歴を示す。図より、+30 度と-30 度における温

度が逆位相で変動していることがわかる。これは、枝配管からの低温流体が主

配管壁面上で左右に振動していることを示している。また、このコールドスポ

ットの振動は主配管流速に依存しており、主配管流速が速くなると振動の周期

も短くなっていることがわかる。この周波数成分は時間によって変化している

が、卓越周波数をもつ時間帯では約 0.06Hz～0.16Hz と非常にゆっくりとした振

動である。また、この枝配管噴流の振動による温度振幅は、合流前温度差の約

半分程度を示している。コールドスポットが振動する場合は、周囲からの拘束

により応力が発生するため、十分注意が必要となる。

６．３熱伝達率の推定

流体中温度変動の構造材への温度変動伝達挙動を推定するには、熱伝達率が

必要となる。サーマルストライピング現象では、温度及び速度は非定常な挙動

を示しており温度・速度の境界層は一定でなく変動していると推定される。す

なわち、熱伝達率も非定常な値になると考えられる。サイクル機構で実施して

いるサーマルストライピングの基礎試験である平行三噴流 Na 試験では、単一周

期の温度変動に関する理論解と実験で得られた流体-構造間の伝達関数の比較

から熱伝達率を推定する方法を提案している[26]。以下にその概要を示す。

半無限固体に対して T= ( )ϕω +tAsin で温度が変動する流体から熱伝達率 h で

熱が伝わる場合の温度応答は以下の式で表される[27]。

( )( )εϕω −−+

++= − kxte

kkh

AhT kx sin22*

*

(12)

ただし、 λhh =* 、 ( )[ ]khk += − *1tanε 、 ak 2ω=

ここで、A：振幅、ω：角速度、t：時刻、a：構造材の温度伝導率、ϕ：初期位相、h：熱伝達率、λ：構造材の熱伝導率、x：構造材表面からの距離である。

式(12)において振幅の減衰及び位相の遅れは以下となる。

78

振幅の減衰：( )

kxekkh

h −

++ 22*

*

(13)

位相の遅れ： ε+kx (14)

次に流体中と構造材中の2点間の伝達関数を求め、この伝達関数の振幅に(12)

式における振幅を熱伝達率 h をパラメータとしてフィッティングさせ、最小二

乗法により hを求める。ここで、hを求める時に使用する伝達関数のデータ点は

コヒーレンスが 0.5 以上であることを条件とする。

上記方法で求めた熱伝達率は時間的に一定であるが、この熱伝達率にて流体

中温度変動から構造材中温度変動を推定することが可能であることが示されて

いる。ここでは、本手法により熱伝達率を算出した。伝達関数を算出した位置

は、壁面噴流、偏向噴流条件ではθ=30 度、Z=1Dmとし、衝突噴流条件ではθ=180

度、Z=1Dmとした。前述した通り、ここでの壁面温度はアクリル中に 0.125mm 入

った位置での温度として扱うこととした。

各噴流条件における伝達関数とフィッティングにより求めた熱伝達率 h を使

用した理論値（式 13、14）との比較を図 6-11 から図 6-16 に示す。位相の比較

結果を見ると、実験で得られた位相の遅れとフィッティングにより求めた h を

使用して理論式から求めた位相の遅れがほぼ一致していることがわかる。この

ことから、上記手法による熱伝達率の推定は妥当であったことがわかる。衝突

噴流条件では位相の比較において他の噴流条件に比べ理論値との一致が悪くな

っていた。衝突噴流条件では、温度変動強度のピークは Z=0.5Dmにあり、それ以

降では急激に減衰していた。このため、伝達関数を求めた Z=1Dmでは温度変動が

小さく、流体中の温度変動と構造材中の温度変動との相関が悪くなったことが

原因と考えられる。図 6-17 に各噴流条件における流体中 1mm と構造材温度のコ

ヒーレンスを示す。流体中 1mm と構造材温度のコヒーレンスを見ると、衝突噴

流条件では 1Hz より高周波数側でコヒーレンスが小さく、7Hz 近傍からは 0.5 以

下になっている。

参考として円管内乱流場における熱伝達率の実験式であるDittus-Boelterの

式（式(15)）とここで得られた熱伝達率の比較を実施した。

4.08.0 PrRe023.0=Nu (15)

ここで、代表長さは主配管の内径（Dm=150mm）、代表流速は合流後の合成流速

とした。物性値の代表温度は合流後の混合温度とした。比較結果を以下に示す。

79

伝達関数より

h (W/m2K)

Dittus-Boelter

hr (W/m2K)

増倍係数 h/hr

壁面噴流 4785 5072 0.94

偏向噴流 1691 2226 0.76

衝突噴流 634 1452 0.44

上記表より各噴流形態における熱伝達率の増倍係数は 1 以下であることがわ

かる。機械学会における「配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針基準」で

も、熱伝達率の評価を実施しており、その結果と Dittus-Boelter の式と比較し

ている。ここでは、噴流形態により異なるが1.2～5.9の増倍係数となっている。

但し、流体中の温度は直径 100mm の主管に対して 3mm 流体側で定義している。

この差異については今後検討する。

1D 2D 3D 4D 5D

主配管

枝配管

熱電対ツリー

30°0°

60°

90°

120°

150°180°

-30°

-60°

-90°

-120°

-150°

3D～5Dは　　の角度のみ

1mm

アクリルアクリル

流体

　　熱電対（φ0.25mm）

2mm

測温接点

スリーブ

図6-1　構造材中熱電対設置位置及び設置方法

-80 -

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

壁面噴流 (Z=1D θ=30°)

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

r'=1mm

wall

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1壁面噴流 (Z=1D θ=30°)

wallr'=1mm

T*

Time (s)0 1 2 3 4 5

図6-3　温度変動PSDの比較（壁面噴流）

図6-2　温度変動時系列データの比較（壁面噴流）

- 81 -

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

偏向噴流 (Z=1D θ=30°)

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

r'=1mm

wall

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1偏向噴流 (Z=1D θ=30°)

wallr'=1mm

T*

Time (s)0 1 2 3 4 5

図6-5　温度変動PSDの比較（偏向噴流）

図6-4　温度変動時系列データの比較（偏向噴流）

- 82 -

10-4

10-3

10-2

10-1

100

101

102

0.01 0.1 1 10

衝突噴流 (Z=1D θ=180°)

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

r'=1mm

wall

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1衝突噴流 (Z=1D θ=180°)

wallr'=1mm

T*

Time (s)0 1 2 3 4 5

図6-7　温度変動PSDの比較（衝突噴流）

図6-6　温度変動時系列データの比較（衝突噴流）

- 83 -

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1θ=+30度

θ=-30度

T*

Time (s)

Vm

=1.46, MR=8.1

5 10 15 20 25 300

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1θ=+30度

θ=-30度

T*

Time (s)

Vm

=0.73, MR=8.1

5 10 15 20 25 300

図6-9　温度変動時系列データ（Vm=1.46m/s）


- 84 -

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1θ=+30度

θ=-30度

T*

Time (s)

Vm

=2.18, MR=8.02

5 10 15 20 25 300


- 85 -

図6-12　伝達関数における位相の比較（壁面噴流）

図6-11　伝達関数におけるPowerの比較（壁面噴流）

10-3

10-2

10-1

100

101

0.01 0.1 1 10

Exp.Theory (h was fitted)Po

wer

(o C2 s)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=30o

-180

-120

-60

0

60

120

180

0.01 0.1 1 10

Exp.Theory

Phas

e (d

egre

e)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=30o

- 86 -

図6-14　伝達関数における位相の比較（偏向噴流）

図6-13　伝達関数におけるPowerの比較（偏向噴流）

10-3

10-2

10-1

100

101

0.01 0.1 1 10

Exp.

Theory (h was fitted)

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=30o

-180

-120

-60

0

60

120

180

0.01 0.1 1 10

Exp.

Theory

Phas

e (d

egre

e)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=30o

- 87 -

図6-16　伝達関数における位相の比較（衝突噴流）

図6-15　伝達関数におけるPowerの比較（衝突噴流）

10-3

10-2

10-1

100

101

0.01 0.1 1 10

Exp.

Theory (h was fitted)

Pow

er (o C

2 s)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=180o

-180

-120

-60

0

60

120

180

0.01 0.1 1 10

Exp.

Theory

Phas

e (d

egre

e)

Frequency (Hz)

Z=1Dm θ=180o

- 88 -

図6-17　各噴流形態におけるコヒーレンス

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.01 0.1 1 10

Coh

eren

ce (-

)

Frequency (Hz)

1mm－構造材

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.01 0.1 1 10

Coh

eren

ce (-

)

Frequency (Hz)

1mm－構造材

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.01 0.1 1 10

Coh

eren

ce (-

)

Frequency (Hz)

1mm－構造材

壁面噴流

偏向噴流

衝突噴流

- 89 -

90

第７章結論

T 字管合流部を対象とした水流動試験装置にて、熱電対ツリーによる温度分布

測定及び PIV による速度分布測定を実施した。以下に結果を示す。

(1)温度分布測定の結果、温度変動強度は主配管の流れと枝配管からの噴流の境

界部で高くなることがわかった。壁面噴流条件では、θ=30 度から 40 度に急

峻な温度変動強度のピークが存在する。一方、衝突噴流条件では、θ=90 度

から 180 度の主配管上面の広い範囲で温度変動が高くなった。偏向噴流条件

では、他の噴流パターンに比べ温度変動強度は低い値となった。

(2)運動量比が等しい条件における温度変動の周波数特性は、絶対流速が異なっ

ても枝配管径及び主配管流速により無次元化した St 数及び PSD により相似

な分布形状となることがわかった。

(3)速度分布測定の結果、壁面噴流条件では枝配管の後流域に逆流が生じ、この

逆流域には 2つの渦が形成されることがわかった。また、この渦は時間的に

変動しており、枝配管からの噴流を柔な構造物としたカルマン渦であること

がわかった。また、温度変動との周波数特性の比較から、温度変動強度の高

い位置に発生する温度変動の卓越周波数は、このカルマン渦に起因すること

がわかった。

(4)流体中から構造材への温度伝達挙動では、流体中温度変動の高周波数成分

（>1Hz）は大きく減衰することがわかった。本 T字管体系において、伝達関

数から熱伝達率を求めることは妥当であり、時間的に一定な熱伝達率により

温度変動の流体から構造への伝達特性（伝達関数のパワーと位相）は十分に

表現できることがわかった。

91

謝辞

本研究にあたり、試験の実施に多大な協力をしていただいきました常陽産業（株）の方々に感謝いたします。また、本研究に対して多くの助言及びコメン

トを頂いた大洗工学センター要素技術開発部流体計算工学グループの村松壽

晴主任研究員、構造信頼性研究グループ笠原直人グループリーダーに感謝いた

します。

92

参考文献 [1] 村松壽晴、他：“サーマルストライピングに関する研究の現状と今後の

研究開発”、JNC TN9400 2000-010、（2000） [2] 上出英樹、木村暢之：“噴流間混合における温度変動特性に関する研究”、

日本機械学会2001年度年次大会、福井、2001.9、講演資料集Vol.Ⅶ F07-2-(4)、（2001）

[3] 笠原直人、他：“高速炉における高サイクル熱疲労に関する研究(1) －研究の現状と計画の概要－”、日本機械学会 2003年度年次大会、徳島、2003.8、講演資料集 Vol.Ⅲ、p.2215、（2003）

[4] 川村慎一：“配管合流部での高低温水混合による荷重評価”、日本機械学

会 2001年度年次大会、福井、2001.9、講演資料集 Vol.Ⅶ F07-2-(2)、（2001） [5] 守屋祥一：“閉塞分岐管の熱成層による熱荷重評価”、日本機械学会 2001年度年次大会、福井、2001.9、講演資料集 Vol.Ⅶ F07-2-(3)、（2001）

[6] 木村暢之、他：“平行三噴流のサーマルストライピング現象に関する実

験研究－噴流の吐出速度差と吐出温度差が対流混合に及ぼす影響－”、PNC TN9410 96-296、（1996）

[7] 配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針、日本機械学会、（2003） [8] 木村暢之、他：“サーマルストライピング現象における流体内混合に関する実験研究－平行三噴流間の混合過程と吐出速度の影響－”、JNC TN9400 2000-027、（2000）

[9] 木村暢之、他：“サーマルストライピング現象における流体内混合に関

する実験研究－壁面近傍での混合現象の変化－”、JNC TN9400 2001-030、（2000）

[10] 木村暢之、他：“サーマルストライピングに関する実験研究－平行三噴流 Na試験－”、JNC TN9400 2001-063、（2001）

[11] 長谷部慎一、他：“高サイクル熱疲労特性に関する試験研究－高サイクル熱疲労試験装置の概要と試験計画－”、JNC TN9400 2003-004、（2003）

[12] 村松壽晴：“冷却材温度ゆらぎ現象の解析的評価手法の開発(XI) ”、PNC TN9410 97-039、（1997）

[13] 村松壽晴、“国際原子力機関主催｢実炉データを用いた熱構造力学・熱流動解析コードの検証｣研究プログラム(I) ”、PNC TN9410 97-058、（1997）

[14] 笠原直人、他：“周波数特性に着目した流体温度ゆらぎによる熱疲労損傷の評価法”、日本機械学会 M&M2002 材料力学部門講演会、山口、2002.10、講演論文集、p.415-416、（2002）

[15] M. Igarashi, et al.：“Experimental study on fluid mixing for evaluation of thermal striping in T-pipe junction”, Arlington USA, 2002

93

April, Proc. of ICONE10-22255, (2002) [16] M. Igarashi, et al.：“Study on fluid temperature fluctuation and

transfer to wall in a mixing tee”, Tokyo JAPAN, 2002 April, Proc. of ICONE11-36299, (2003)

[17] 五十嵐実、他：“配管合流部の混合現象に関する研究－可視化試験結果と予測解析－”、JNC TN9400 2001-024、（2000）

[18] 五十嵐実、他：“配管合流部の混合現象に関する研究－流体内温度測定試験結果－”、JNC TN9400 2002-026、（2002）

[19] 五十嵐実、他：“配管合流部の混合現象に関する研究－DNSによる実験解析と現象の解明－”、JNC TN9400 2003-005、（2003）

[20] T. Muramatsu：“Frequency evaluation of temperature fluctuation related to thermal striping phenomena using a Direct Numerical Simulation Code DINUS-3”, ASM PVP-C, Vol.253, p.111-121, (1993)

[21] M. Igarashi, et al.：“Study on fluid mixing phenomena for evaluation of thermal striping in a mixing tee”, Seoul Korea, 2003 October, Proc. of NURETH10 A00512, (2003)

[22] 須藤浩三、他：“配管系における複雑乱流場の流動特性に関する研究”、JNC TY9400 2002-001、（2002）

[23] 榊原潤、他：“二次元衝突噴流よどみ域における渦構造と熱伝達－DPIVと LIFによる速度・温度場の同時計測－”、日本機械学会論文集(B偏) 60-573、（1994）

[24] 榊原潤、他：“画像処理による流動場の速度・温度同時計測法”、Thermal Science&Eng.、2-4、p.1-9、（1994）

[25] 木村暢之、他：“可視化画像による流速測定技術の開発－ノイズ処理手法を用いた計測精度の向上－”、JNC TN9400 99-078、（1999）

[26] 木村暢之、他：“サーマルストライピングに関する実験研究－流体-構造間における温度変動の伝達挙動の評価－”、JNC TN9400 2002-059、（2002）

[27] 伝熱工学資料、改訂第 4版、日本機械学会、p.14、（1986）

Documents

配管合流部の混合現象に関する研究 - JOPSSjolissrch-inter.tokai-sc.jaea.go.jp/pdfdata/JNC-TN9400-2003-092.pdf · When this temperature fluctuation amplitude is large,