炭素鋼配管での流れ加速型腐食に関する研究
 歌野原陽一*1 （株）原子力安全 システム研究所 |
 村瀬道雄*1 （株）原子力安全 システム研究所 |
 中村晶*1 （株）原子力安全 システム研究所 |
Research on Flow Accelerated Corrosion in Carbon Steel Piping Yoichi UTANOHARA, Michio MURASE and Akira NAKAMURA *1 Institute of Nuclear Safety System, Inc. |
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1. はじめに
発電プラントの炭素鋼配管では流れ加速型腐食(FAC)による配管減肉で大口径配管が破損して深刻な事故に至る場合がある．減肉速度が大きい条件や場所は従来から知られており，事業者ごとに超音波等による肉厚測定と余寿命評価が行われていたが，2005年に日本機械学会による「配管減肉管理に関する規格」(1)が制定され，配管減肉管理方法が統一された．FACの発生しやすい配管形状は，流路断面積が変化するオリフィスや流れ方向が曲げられるエルボ等である．FACは一種の腐食現象であり，環境（温度，pH等の水質），材料（クロム等の含有量），流れ場（流速，配管形状）によって大きな影響を受ける(2)．FACのメカニズムは図1に示すように，配管母材から壁面近傍の濃度境界層へ鉄イオンが溶出し，主流中への物質輸送プロセスが流れ場の局所的な乱れにより加速されるものとされている．FACメカニズムにはまだ未解明の事項が多々残っており，海外等で導入されているFAC予測コードにおいて，その予測誤差は小さくない．FACの流体力学因子に着目すると，これまでは，管断面平均流速を用いたマクロな視点からの評価が多数を占めていた．しかし，FACによる減肉は管周方向に一様でない場合が多く，壁面近傍の局所的な物質移動を踏まえた研究が必要とされてきた．一般に，本質的な流体力学因子は壁面近傍の物質移動係数であるとされており(3)，最近では局所的な流れ場の影響に着目する研究事例が多くなってきた．国内では流れ場や物質移動係数の測定と数値シミュレーション(4)(5)，FAC予測手法の改良(6)(7)が実施されている．その際，局所的な物質移動係数をどう評価するかが鍵となる．
そこで筆者らは，運動量と物質輸送とのアナロジの仮定のもとに，評価パラメータとして壁面せん断応力を採用し，FAC研究を行ってきた．まず，内径D = 50 mmの配管でオリフィス下流における炭素鋼材の減肉速度を測定し，FACによる減肉速度モニタリング技術を確立した(8)．これにより，様々な配管要素での減肉速度測定が可能となった．また，数値シミュレーションによる管路内の流れ場および壁面せん断応力の再現性評価(8)-(10)を行った上で，壁面せん断応力と減肉速度分布の相関関係を見出し，壁面せん断応力によるFAC評価の有効性を示した(11)．本稿では，オリフィス下流での減肉速度測定と，数値シミュレーションによる壁面せん断応力評価，そして両者の関係を中心に，現状と課題について紹介する．
Fig. 1 The process of the flow accelerated corrosion
２．FACによる減肉速度の測定
炭素鋼材を用いた減肉測定は，実験装置の規模や実験効率の観点から回転円板や二次元ステップ後流などプラント配管とは異なる形状で行われる場合が多い．また，FACによる配管減肉は鉄イオンの物質輸送に起因することから，内径50 mm程度の配管形状で模擬物質を用いた物質移動係数測定も行われている．本研究の特徴は，内径50 mmの配管形状で炭素鋼材を用いた減肉測定を行っていることである．
実験装置の系統図を図2，外観を図3に示す．測定部の内径は50 mm，最大流速は約7 m/s，使用最高圧力は3 MPa，使用最高温度は200℃である．測定部へはなるべく発達した流れが流入するよう上流に整流器を設置し，また，循環ポンプを測定部の下流に設置している．
Fig. 2 FAC test loop
Fig. 3 FAC test facility
FAC実験では，水質を一定（溶存酸素0.2 μg/kg以下，pH約7.0，鉄濃度0.04 μg/g以下），水温を減肉速度が最も大きいとされる約150℃とし，キャビテーション防止のため温水タンクを1.5 MPaまで窒素加圧している．測定部には，ここで紹介するオリフィスの他に，玉形弁やエルボ等の配管要素の測定部も作成し，減肉速度測定を行っている．
実験準備として，実験ループ水中の溶存酸素を除去するために，温水タンクにて満水と窒素を供給しながらのドレンを数回繰り返した後に，フィルタと脱塩装置，脱気装置を通過させた水道水を温水タンクに供給する．その後，測定部の上流・下流を弁で閉止し，測定部に腐食センサを取り付けた測定管を設置し，実験ループの水を一部脱気装置で脱気しながら全体の循環運転を行う．実験ループ水中の溶存酸素濃度が一定値以下に低下した後に150℃までの昇温を開始する．この手順の目的は，実験ループ内の酸素量の低減と腐食センサの酸化防止である．また，鉄濃度の上昇を抑制するために，水質測定系にバイパスした低温水を脱塩装置に通して温水タンクに戻している（この部分は図2の系統と異なる）．
オリフィス下流の減肉測定部を図4に，腐食センサを図5に示す．センサ寸法が3 mm×20 mm（流れ方向×管周方向）と大きいため，周方向に4カ所，流れ方向に1Dごとの配置にしている．データ処理系の制約から同時測定できるのは12カ所である．FAC減肉では局部的に大きな減肉はなく緩やかに変化するため3 mm×20 mmでの平均減肉量の測定で問題ないが，詳細な減肉分布測定はできない．
腐食センサ材は炭素鋼STPT42（Ni, 0.02 wt.%; Cr, 0.04 wt.%; Mo, 0.01 wt.%）であり，ステンレス配管に樹脂で絶縁した厚さ0.5 mmの炭素鋼センサを埋め込み設置している．センサの電気抵抗変化から減肉量を測定するが，測定感度が0.1 μmに対応しているため，センサ温度の変化が測定値に大きく影響する．そのため，図5中央に示すように温度補償用リフェレンス板を使用している．
Fig. 4 An example of test section for measurements of FAC rate (unit: mm)
Fig. 5 Corrosion sensors
センサ表面に酸化被膜が形成されると減肉速度が低下するため，実験準備期間中の酸化被膜の形成度合が測定結果に大きく影響する．そこで，極力酸化被膜が形成されない状態で測定できるように，エミリー紙で研磨し，かつ測定部の設置から150℃での測定開始までの時間を短くしている．このため，本実験では酸化運転により酸化被膜を形成して運転しているプラント配管より腐食速度が大きくなっている．つまり加速試験になっており，直管部での測定値（図4ではオリフィス上流のセンサ）との比較で腐食速度を評価する．この加速試験でも信頼性のある測定値を得るには，1条件に対して1週間～2週間の測定時間が必要になる．
図6にオリフィス下流の減肉速度分布を示す．減肉速度は1Dから2D付近で最大値をとり，下流に行くに従ってなだらかに減少する．この傾向は異なる流速であっても同様である．また，流速の増加に従い減肉速度も増加する傾向が確認された．
Fig. 6 Distribution of FAC thinning rate downstream
from the orifice for each flow velocity(11)
３．流れ場の測定
オリフィス下流の流れ場はLDVやPIV等で測定を行っている．計測を進める中で，レイノルズ数 Re = 104～105程度の範囲では流れ場の構造（オリフィス下流の流速分布や乱れ強度分布，再付着点など）は流速に依存せず一定であることが確認された．一例として，図7にオリフィス下流の壁面近傍における流速分布（流れ方向速度）を示す．オリフィスの絞り直径比β = 0.5の場合，再付着点はオリフィス下流から2.5D，逆流流速の最大となる箇所は1D付近であった．なお，図7には次節で述べる数値シミュレーション結果も合わせて示しており，LESにより比較的壁面近傍の流れ場を再現することができた．ただ，図7で示したのは時間平均的な流れ場の傾向であり，瞬時の流れ場は定常的なはく離再循環領域といった構造とは異なることが図8で示すPIV計測から確認された．オリフィス噴流のせん断層周囲には時々刻々渦が発生し（図8赤枠中），壁面に干渉している．こういった流れ場の構造は後述する壁面せん断応力の評価方法にも影響する．
Fig. 7 Axial velocity distribution near the wall measured by LDV(8)
Fig. 8 Instantaneous velocity distribution measured by PIV(12)
４．流れ場の数値シミュレーション
前節で示したようにLDVとPIVを用いて流れ場の測定を行っているが，測定対象ごとに流れ場測定を行うのは非効率であるため，数値シミュレーションにより流れ場を評価している．また，流れ場の数値シミュレーション結果から腐食速度への主要な影響因子の摘出と相関関係の評価を試みている．代表的な影響因子として例えば壁面近傍の乱れ強さが想定されるが，汎用的な定義が困難であるため，本研究では定義が明確な壁面せん断応力に注目している．
運動量と物質輸送との相似則であるChilton-Colburnのアナロジから，物質移動係数keと壁面せん断応力τwとの関係が導かれる(8)．
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(1) |
Sc, Uave, ρはシュミット数，管断面平均流速，流体密度である．Chilton-Colburnのアナロジは直管などにおける発達乱流中で成り立つため，オリフィス下流のようなはく離域での成立性には検討が必要だが，物質移動係数と壁面せん断応力との間に何らかの相関が期待できる．ただ，τwの測定は困難であること，測定値では予測手法の汎用化に活用できないことから，数値シミュレーションでのτw評価を試みている．数値シミュレーションは広く利用されている手法を用いているため簡単に説明する．商用CFDソフトであるFLUENTもしくはCFXのRANSやLESを用いて数値シミュレーションを行った．図9はオリフィス流れにおける渦構造を可視化したものである．流れはオリフィス前縁から剥離し下流へ周期的に渦が渦輪として放出されていることがわかる．しかし，渦輪はx = 0.5Dも行かないうちに崩壊し，前後の渦と合体しつつ，流れ方向に回転軸を持つ縦渦になっている．ただし，オリフィス下流の渦構造は非常に複雑であり，一概に縦渦ばかりとはなっておらず，3次元的な構造になっている．オリフィスから放出された渦は最終的に縦渦状になってオリフィス下流x = 1D～3D程度で壁面へと到達していた．
Fig. 9 Vortex structure downstream from the orifice simulated by LES
図10はオリフィス下流の壁面せん断応力分布の計算値を減肉速度分布と比較したものである．分布の形状を比較するため，それぞれの値は最大値で無次元化している．壁面せん断応力τwの時間平均値はオリフィス下流の再付着点近傍で極小になり，流れ方向の減肉分布の傾向と一致しない．PIV可視化計測から，再付着点近傍では流れ方向が変動しており，瞬時では優位な値が作用していると想定される．そこで，変動の影響を含む壁面せん断応力のRMS値τw,RMSに着目した．ここで示すτw,RMSは次式で定義され，時間平均値τw,taveと変動量τw’を併せ持ち，壁面に作用する壁面せん断応力の累積値としての性質を持つ．
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(2) |
その結果，τw,RMSの分布は減肉速度分布に近づけることができ，比較的よい相関関係が得られた．なお，壁面せん断応力の測定も実施しており(13)，測定値は計算値より減肉速度分布に近い分布を持つ．図11はLES計算で得られたτw,RMSと減肉速度との相関を示したもので，両者の間に
| FAC rate = 0.23 τw,RMS0.40 | (3) |
のような相関があることを示された．τw,RMSをもとに式(1)から物質移動係数に換算し，減肉速度分布との相関を調べたものが図12である．物質移動係数と減肉速度との間で直線的な相関を持つ結果となった．
以上までの物質移動係数予測にはLES計算を用いた．だが，配管要素の組み合わせやプラント配管に対する物質移動係数予測にLESを用いるのは現実的でなく，RANSよる物質移動係数予測が数値シミュレーションに関する今後の課題である．
Fig. 10 Comparison of the distributions of FAC rate and wall shear stress(8)(11)
Fig. 11 Relationship between FAC rate and wall shear stress downstream from the orifice(11)
Fig. 12 Relationship between FAC rate and mass transfer coefficient(11)
５．現状と課題
本稿では主に，オリフィス下流におけるFAC研究について述べたが，他に玉形弁の下流，エルボの下流(15)に対する実験を行っている．本実験では図5に示したように腐食センサが大きいため詳細な腐食量分布を得ることができない．このため，内径50 mmの配管系でピン状センサを用いて電気化学的手法による物質移動係数の詳細分布を測定している名古屋大学の辻義之教授との共同研究(14)を実施している．また，壁面せん断応力計算の検証を目的として，金沢大学の木綿隆弘教授との共同研究(10)を実施している．
これまで述べたことは，主に単一の配管要素でのFACについてであるが，実際のプラントでは配管要素が連続しており，組み合わせの効果があると考えられる．よって，オリフィス下流にエルボを設置した組み合わせ実験(15)を行い，オリフィスとエルボとの間隔が短い場合には，エルボ単体での腐食速度より腐食速度が大きくなることを確認した．ただ，配管要素の組み合わせは多く，配管要素と配管要素との間隔もパラメータであるので，様々な組み合わせで減肉速度を測定するのは現実的でない．従って，基本的な配管要素組み合わせでの減肉速度測定データをもとに数値シミュレーション方法を検証し，その上で数値シミュレーションによる各種組み合わせの影響評価を行うのが現実的である．一方，組み合わせ配管は単一の配管要素の場合に比べ配管長さが長くなり，本稿で紹介したLESの適用は計算負荷の観点から現実的でないので，RANS計算での物質移動係数予測が不可欠である．
６．まとめ
本稿では，オリフィス下流でのFAC(8)を中心に，炭素鋼配管での流れ加速型腐食に関する研究の現状と課題について紹介した．日本機械学会は規格(1)を制定後も配管減肉に関する委員会(3)を継続し，最新知見の収集と学会規格の補足資料の改定準備を行っている．専門家の英知を結集して，FACメカニズムの解明と予測手法の一層の高度化が期待される．
謝辞
本研究の共同研究者として長屋行則氏と釜堀孝一氏には，特に実験の実施において多大な貢献を頂いた．記して謝意を表す．
文献