T字配管合流部に生じる温度変動の数値解析による評価LES Dynamic による格子影響評価一
公開日:
カテゴリ: 第9回
1. はじめに
高温流体と低温流体が混合する T 字配管においては、 サーマルストライピングと呼ばれる温度変動が生じるこ とが知られている。合流前の温度差は運転条件から決ま るために緩和できないことが多く、温度変動が配管に疲 ・労を生じさせる場合があるため、温度差による熱疲労を予測して設計・運転・検査を行うことが求められる。 12日本機械学会はT字配管の熱疲労を評価するため、「配 管の高サイクル熱疲労に関する評価指針」[1](以下、指 針)を策定している。指針の評価フローにおいては、設 計条件を用いたデータに基づいて疲れ累積係数を評価し て不合格となった場合に、詳細評価を行うパスが残され ている。この詳細評価では具体的な流動条件・配管形状 に対して、数値解析を活用してより精緻な熱荷重を算出 することが考えられる。このような熱疲労評価技術の開 発は国内外の研究機関で進められており、3次元の熱流動数値解析を用いた技術開発が継続的に行われている [2]-[5]。 しかし、温度変動強度の再現などに一定の成果が 得られているが、統一的な手法を見いだすまでには至っ ていない。原子力安全・保安院による高経年化技術評価高度化事 業では、熱疲労を対象とした熱流動数値解析のベンチマ ーーク [6]が実施され、実験データを再現する数値解析手法について検討がなされた。ベンチマーク問題としては、 日本原子力研究開発機構(Japan Atomic Energy Agency, JAEA) が実施したT字配管における長周期温度変動水試 験 WATLON 試験[刀を取り上げ、LES および DES 等の乱 流モデルの違いや、計算コードの依存性などを比較した。 その結果、Large Eddy Simulation (LES) の Dynamic Smagorinsky モデルが流体温度実験値を最も近く再現し ていた。上述のベンチマークでは、主流部分での温度変動が再 現できるよう計算格子が作成されている。しかし、計算 結果の計算格子依存性の検討は行っていない。よって、 本研究では T 字配管合流部を対象に、ベンチマークで使 用した計算格子に加え、さらに粗くした格子、および詳 細化した格子を用い計算結果の差違を検討した。
303
2. 計算条件2.1 計算条件上述のベンチマーク[Gでは、合流部後流に大きな温度 変動が観察された壁面噴流条件(主流流速 1.46m/s)が選 定されており、本研究もこの条件を対象とする。計算条 件を表1に、計算領域と境界条件を図1,図2に示す。上 流には管直径の2倍、下流には5倍の配管長さである。 管内の流路だけを模擬し、管壁内面を断熱境界とした。 乱流モデルはベンチマークにおいて最も実験データを再 現していた、LES Dynamic とする。Table 1 Simulation conditionsSoftwareFLUENT 12.1.2FuidWater, Fluid properties at 40.5 °CTurbulence modelLES Dynamic (Smagorinsky-Lilly)1.46 m/s(1/9power law), 48°CMainInletFluctuation (Vortex method)BoundaryBranch1.0 m/s(1/8 power law), 33°CconditionOutletOutflowWallWall function. AdiabaticSIMPLESolutionCoupling Convection MomentumBounded central differencingmethodtermEnergyBounded central differencing 2nd order backward Euler, 0.002 sMethod, Time stepInitialCoarseResult of DESTimeconditionFine, BenchResult of coarse grid5~10sSamplingCorseperiodFine, Bench3~8sAdiabatic wallOutletかわいいカラップネックってst:こんなにかることができU=1.0 m/sTT-33°CUn=1.46 m/s Tw=48°CFig. 1 Computational domain and boundary conditions2DATA5Dmヨーキータちーまるmaine4.93055555555556E-02ます。A-A view不50mmFig. 2 Size of computational domain2.2 計算格子計算の格子依存性を調べるため、図 3、図4に示す3 種類の格子(ベンチマークメッシュ、粗メッシュ、詳細 メッシュ)を使用する。ベンチマークメッシュは NISA 事業のベンチマーク[6]で使用された計算格子である。粗 メッシュおよび詳細メッシュはベンチマークメッシュよ りも格子解像度が粗い、もしくは細かい計算格子である。 ただ、ベンチマークメッシュと残りの2メッシュは作成 方法が異なっており、解像度の高低だけでの議論はでき ない。粗メッシュおよび詳細メッシュは、図4の点線内 のように、配管合流部近傍での解像度がベンチマークメ ッシュより詳細になっている。詳細メッシュは粗メッシ ュに比べ、x, y, z各方向で解像度を 1.3 倍程度に上げ、格 子数を2倍程度にしている。どの計算格子もジが数十程 度で、壁面境界条件は壁関数を使用した。△%3D2.8~2.9mmFirst layer thickness=0.5 mmあくなったことになったんここにはただただきたくなたも子持たないでも5年5やャンス| (a)Benchmark mesh (Cross section 3650 cells) |Fig. 3 Computational grids (cross-sectional view)1900/10/30First layer thickness=0.5 mm△%3D3.0~3.5mmダントなります。SHUTEますが、 たった!whits 131tonイオ土日は、3.7mmやられこれは、MS[Inkaiue(b) Coarse mesh (Cross section 3328 cells)△=2.5mmFirst layer thickness=0.5 mmおくるみんカラふうせいさよなベイルHS 2.7 mmたいへというだいクリック| (c)Fine mesh(Cross section 5280cells)Fig. 3 Computational grids (cross-sectional view)2 mm報1 mm(a) Benchmark mesh3.5 mm(b) Coarse mesh9 mm(c) Fine meshFig. 4 Computational grids ( lateral view)3. 計算結果3.1 時間平均な温度分布図5に時間平均温度分布を示す。既往の計算結果4][9] とほぼ同様であり、壁面からの冷水が壁に付着した壁面 噴流を形成していることが分かる。図 6 は合流部から 0.5Dm下流における時間平均温度分布 (垂直方向) である。 主流部分において実験データとよい一致を示しているが、 壁面近傍で高温側に評価する。粗メッシュと詳細メッシ ニュとで計算結果に差はあまりなく、ベンチマークメッシ ュよりも多少実験データに近い。3052009 mesh2009 mesh0.0Dm1.0Dm2.00m30D,4.00mTime-taveraged tennperature Ideg C]1900/05/17149(a) Benchmark meshcoarse mesh0.0Dm1.0Dm2.0Dm3.0Dm4.0DmTime-overage temperature (deg c]1900/02/063343fine mesh(b) Coarse meshmesh0.0Dm12.0Dm3.0Dm4.0 DinTime-overoged temperature (deg c](c) Fine mesh Fig. 5 Time-averaged temperature distributionsZ=0.5D0 WATLONCoarse mesh -... Fine mesh-- Benchmark mesh20000000000tootoody! Dom1902/10/161900/01/29 9:36:00(TT, T... 7 8 9 1 Fig. 6 Profile of time-averaged temperature at z = 0.5 Dm3.2 温度変動強度 - 表1で示した統計処理時間 (5 秒間)での温度変動強度 T分布を図7に示す。T』の定義は次式の通りである。2(T-T)) Asted - 4wmv -- Tan = T = = '.' |-1-1I sid-Istd --2T -16ー どの計算格子の結果も同様な分布であり、変動強度の 大きい部分は主・枝管合流部の前縁から IDM程度までの 高低温水界面である。主配管と枝管からの高低温水が合 流する境界で強い温度変動が発生していると考えられる。図8は温度変動強度を実験値と比較したものである。 どの格子でも0.5Dm、1.0Dともに実験データよりも変動 を大きく評価している。0.5Dにおける配管付近ではベン チマークメッシュの方が粗メッシュ、詳細メッシュより も大きな変動となった。0.00m1.001_200m:4300TE4.epin(a) Benchmark meshCOM/.m40.00m1002.00m300:1440(b) Coarse meshfine ineshphoto1 .02.00mm300mm 400m(c) Fine mesh Fig. 7 Distributions of temperature fluctuation intensity3061| 230.5D5Dm-----WATLON - Coarse mesh ... Fine mesh--- Benchmark mesh-_aspbeotectresson---y/Dam---.-L-0.3.L-0.41-30ndxI-1-0.5 -0.60.10.2 10.30.4 10.5 (Verms (On-T2)0.5foWATLON リ ーCoarse mesh.Fine mesh - Benchmark mesh“asa--------0.50.60. 20.30.4 ( T V (T ~T )(b) z = 1.0 Dm Fig. 8 Profiles of temperature fluctuation intensity(z=0.5 D. and 1.0 Dm, radial direction)壁から1mm の位置での周方向における温度変動強度 分布を図9に示す。周方向角度の定義は図2に示す通り であり、流れ方向から見て反時計回りを正とし、枝管位 置を0とする。計算結果は実験データよりも過大評価側 となり、また 30° 付近でピークを持つ。この傾向は従来 の計算結果[G]と同様であるが、どのメッシュも過大評価 側、つまり安全側評価となった。特に-30°付近のピー ク位置において詳細メッシュが最も過大評価となってい る。r' = Imm z=0.5DWATLON ・・・ Fine meshCoarse mesh Benchmark meshToms (Tn -T)-3060oldeg](1) z = 0.5 Dmr* 1mm z = 1.0 D... TO WATLON... hinc ineshCoarse mesh --- Benchmark meshTrans / (T.-Ti)ooooo0““ofdeg320(b) z = 1.0 Dm Fig. 9 Profiles of fluctuation temperature intensity (z = 0.5 Dm and 1.0 Dm, circumferential direction)3.3 計算結果のメッシュ依存性図9の温度変動強度分布において、粗メッシュと詳細 メッシュは、ピーク位置(A= ±30°)で若干差があるが、 それ以外の角度ではほぼ同様な値をとなっている。一方、 ベンチマークメッシュの計算結果と他の2つのメッシュ の計算結果を比較すると、図9 (a)の z = 0.5 Domの 0 = 0° で の極小値の差が大きい。ベンチマークメッシュは温度変 動を過大側に評価している。これは、図4 で示した、合 流部付近の解像度が影響しているものと考えられる。以上のように、計算格子は全体の格子数だけではなく、 必要となる箇所での解像度、つまり流れ場に応じて適し た計算格子を使用することが重要と考えられる。例えば、 配管合流部近傍の速度・温度の勾配や変動が激しい箇所 には詳細な解像度が必要と考えられる。ただし、最適な 計算格子の作成は、格子の作成、および計算結果と実験 データとの比較を何度か繰り返す必要があり容易ではな い。流れ場ごとに最適な計算格子は異なるため、最適な 計算格子を簡便に作成する方法については今後の課題である。1 3種類の計算格子による計算結果は、上述のように局所 的に温度変動強度分布のずれはあるものの、その差はそ れほど顕著ではない。特に、図 9 の温度変動強度ではど の格子を用いても、WATLON 試験の温度変動強度に対し てほぼどの評価点でも過大評価、つまり安全側に評価す る結果となった。よって、今回用いた粗メッシュおよび ベンチマークメッシュ程度の解像度で実用には十分に足 ると考えられる。3074 まとめ 1本研究では T 字配管合流部の壁面噴流条件を対象に、 解像度の異なる3種類の計算格子を用い計算結果の差違 を検討した。その結果、以下の知見が得られた。・時間平均温度はどの計算格子を用いても顕著な差は 見られなかった、壁面近傍での過大評価を除き、WATLON 試験とほぼ一致した。3種類の計算格子のどの計算結果でも安全側(温度変 動強度が実験データよりも大きい)評価となった。また、 温度変動強度の周方向ピーク値は詳細メッシュで最も過 大評価となった。・今回用いた粗メッシュ、および NISA 事業ベンチマ ークで用いた計算格子程度の解像度で実用には十分に足 ると考えられる。・計算格子の全体的な解像度だけではなく、必要とな る箇所での解像度も計算結果に影響を与える可能性があ る。流れ場に応じて局所的な解像度を検討する必要があ る。謝辞本報告は原子力安全・保安院が実施した平成 23 年度高 経年化技術評価高度化事業の成果の一部である。ここに 謝意を表する。参考文献 [1] 日本機械学会、“配管の高サイクル熱疲労に関する 1 評価指針”, JSME S 017、2003. [2] C. Peniguel, M. Sakiz and S. Benhamadouche,S. Benhamadouche,[3]““Presentation of a Numerical 3D Approach to Tackle Thermal Striping in a PWR Nuclear T-Junction”, ASME Pressure Vessels and Piping Conference, 2003,PVP2003-2191.R. Howard and T. Pasutto, “The effect of Adiabatic and Conducting Wall Boundary Conditions on LES of a Thermal Mixing Tee““, Proceeding of the 13th International Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-13), 2009, N13P1110. 中村晶、“T 字合流配管の温度ゆらぎ現象の数値解 析 - 乱流モデルと解析格子の影響”、INSS ジャーナ ル、Vol. 14、2007、pp99-115. M. Tanaka, H. Ohshima and H. Monji, “Thermal Mixing in T-junction Piping System Concerned with High-cycle Thermal Fatigue in Structure”, Proceeding of the Sixth Japan-Korea Symposium on Nuclear Thermal Hydraulics and Safety (NTHASO), 2008, PN6P1039. A. Nakamura, H, Ikeda, S. Qian, M. Tanaka and Naoto Kasahara, “Benchmark Simulation of Temperature Fluctuation Using CFD for the Evaluation of the Thermal load in a T-Junction pipe.”, Proceeding of the Seventh Korea-Japan Symposium on Nuclear Thermal Hydraulics and Safety (NTHAS7), 2010, No.N7P-0011. H. Kamide, M. Igarashi, S. Kawashima, N. Kimura and K. Hayashi, “Study on mixing behavior in a tee piping and numerical analyses for evaluation of thermal striping”, Nuclear Engineering and Design, Vol. 239, 2009, pp.58-67.[6][7]308“ “T字配管合流部に生じる温度変動の数値解析による評価LES Dynamic による格子影響評価一“ “歌野原 陽一,Yoichi UTANOHARA,中村 晶,Akira NAKAMURA,三好 弘二,Koji MIYOSHI,笠原 直人,Naoto KASAHARA
高温流体と低温流体が混合する T 字配管においては、 サーマルストライピングと呼ばれる温度変動が生じるこ とが知られている。合流前の温度差は運転条件から決ま るために緩和できないことが多く、温度変動が配管に疲 ・労を生じさせる場合があるため、温度差による熱疲労を予測して設計・運転・検査を行うことが求められる。 12日本機械学会はT字配管の熱疲労を評価するため、「配 管の高サイクル熱疲労に関する評価指針」[1](以下、指 針)を策定している。指針の評価フローにおいては、設 計条件を用いたデータに基づいて疲れ累積係数を評価し て不合格となった場合に、詳細評価を行うパスが残され ている。この詳細評価では具体的な流動条件・配管形状 に対して、数値解析を活用してより精緻な熱荷重を算出 することが考えられる。このような熱疲労評価技術の開 発は国内外の研究機関で進められており、3次元の熱流動数値解析を用いた技術開発が継続的に行われている [2]-[5]。 しかし、温度変動強度の再現などに一定の成果が 得られているが、統一的な手法を見いだすまでには至っ ていない。原子力安全・保安院による高経年化技術評価高度化事 業では、熱疲労を対象とした熱流動数値解析のベンチマ ーーク [6]が実施され、実験データを再現する数値解析手法について検討がなされた。ベンチマーク問題としては、 日本原子力研究開発機構(Japan Atomic Energy Agency, JAEA) が実施したT字配管における長周期温度変動水試 験 WATLON 試験[刀を取り上げ、LES および DES 等の乱 流モデルの違いや、計算コードの依存性などを比較した。 その結果、Large Eddy Simulation (LES) の Dynamic Smagorinsky モデルが流体温度実験値を最も近く再現し ていた。上述のベンチマークでは、主流部分での温度変動が再 現できるよう計算格子が作成されている。しかし、計算 結果の計算格子依存性の検討は行っていない。よって、 本研究では T 字配管合流部を対象に、ベンチマークで使 用した計算格子に加え、さらに粗くした格子、および詳 細化した格子を用い計算結果の差違を検討した。
303
2. 計算条件2.1 計算条件上述のベンチマーク[Gでは、合流部後流に大きな温度 変動が観察された壁面噴流条件(主流流速 1.46m/s)が選 定されており、本研究もこの条件を対象とする。計算条 件を表1に、計算領域と境界条件を図1,図2に示す。上 流には管直径の2倍、下流には5倍の配管長さである。 管内の流路だけを模擬し、管壁内面を断熱境界とした。 乱流モデルはベンチマークにおいて最も実験データを再 現していた、LES Dynamic とする。Table 1 Simulation conditionsSoftwareFLUENT 12.1.2FuidWater, Fluid properties at 40.5 °CTurbulence modelLES Dynamic (Smagorinsky-Lilly)1.46 m/s(1/9power law), 48°CMainInletFluctuation (Vortex method)BoundaryBranch1.0 m/s(1/8 power law), 33°CconditionOutletOutflowWallWall function. AdiabaticSIMPLESolutionCoupling Convection MomentumBounded central differencingmethodtermEnergyBounded central differencing 2nd order backward Euler, 0.002 sMethod, Time stepInitialCoarseResult of DESTimeconditionFine, BenchResult of coarse grid5~10sSamplingCorseperiodFine, Bench3~8sAdiabatic wallOutletかわいいカラップネックってst:こんなにかることができU=1.0 m/sTT-33°CUn=1.46 m/s Tw=48°CFig. 1 Computational domain and boundary conditions2DATA5Dmヨーキータちーまるmaine4.93055555555556E-02ます。A-A view不50mmFig. 2 Size of computational domain2.2 計算格子計算の格子依存性を調べるため、図 3、図4に示す3 種類の格子(ベンチマークメッシュ、粗メッシュ、詳細 メッシュ)を使用する。ベンチマークメッシュは NISA 事業のベンチマーク[6]で使用された計算格子である。粗 メッシュおよび詳細メッシュはベンチマークメッシュよ りも格子解像度が粗い、もしくは細かい計算格子である。 ただ、ベンチマークメッシュと残りの2メッシュは作成 方法が異なっており、解像度の高低だけでの議論はでき ない。粗メッシュおよび詳細メッシュは、図4の点線内 のように、配管合流部近傍での解像度がベンチマークメ ッシュより詳細になっている。詳細メッシュは粗メッシ ュに比べ、x, y, z各方向で解像度を 1.3 倍程度に上げ、格 子数を2倍程度にしている。どの計算格子もジが数十程 度で、壁面境界条件は壁関数を使用した。△%3D2.8~2.9mmFirst layer thickness=0.5 mmあくなったことになったんここにはただただきたくなたも子持たないでも5年5やャンス| (a)Benchmark mesh (Cross section 3650 cells) |Fig. 3 Computational grids (cross-sectional view)1900/10/30First layer thickness=0.5 mm△%3D3.0~3.5mmダントなります。SHUTEますが、 たった!whits 131tonイオ土日は、3.7mmやられこれは、MS[Inkaiue(b) Coarse mesh (Cross section 3328 cells)△=2.5mmFirst layer thickness=0.5 mmおくるみんカラふうせいさよなベイルHS 2.7 mmたいへというだいクリック| (c)Fine mesh(Cross section 5280cells)Fig. 3 Computational grids (cross-sectional view)2 mm報1 mm(a) Benchmark mesh3.5 mm(b) Coarse mesh9 mm(c) Fine meshFig. 4 Computational grids ( lateral view)3. 計算結果3.1 時間平均な温度分布図5に時間平均温度分布を示す。既往の計算結果4][9] とほぼ同様であり、壁面からの冷水が壁に付着した壁面 噴流を形成していることが分かる。図 6 は合流部から 0.5Dm下流における時間平均温度分布 (垂直方向) である。 主流部分において実験データとよい一致を示しているが、 壁面近傍で高温側に評価する。粗メッシュと詳細メッシ ニュとで計算結果に差はあまりなく、ベンチマークメッシ ュよりも多少実験データに近い。3052009 mesh2009 mesh0.0Dm1.0Dm2.00m30D,4.00mTime-taveraged tennperature Ideg C]1900/05/17149(a) Benchmark meshcoarse mesh0.0Dm1.0Dm2.0Dm3.0Dm4.0DmTime-overage temperature (deg c]1900/02/063343fine mesh(b) Coarse meshmesh0.0Dm12.0Dm3.0Dm4.0 DinTime-overoged temperature (deg c](c) Fine mesh Fig. 5 Time-averaged temperature distributionsZ=0.5D0 WATLONCoarse mesh -... Fine mesh-- Benchmark mesh20000000000tootoody! Dom1902/10/161900/01/29 9:36:00(TT, T... 7 8 9 1 Fig. 6 Profile of time-averaged temperature at z = 0.5 Dm3.2 温度変動強度 - 表1で示した統計処理時間 (5 秒間)での温度変動強度 T分布を図7に示す。T』の定義は次式の通りである。2(T-T)) Asted - 4wmv -- Tan = T = = '.' |-1-1I sid-Istd --2T -16ー どの計算格子の結果も同様な分布であり、変動強度の 大きい部分は主・枝管合流部の前縁から IDM程度までの 高低温水界面である。主配管と枝管からの高低温水が合 流する境界で強い温度変動が発生していると考えられる。図8は温度変動強度を実験値と比較したものである。 どの格子でも0.5Dm、1.0Dともに実験データよりも変動 を大きく評価している。0.5Dにおける配管付近ではベン チマークメッシュの方が粗メッシュ、詳細メッシュより も大きな変動となった。0.00m1.001_200m:4300TE4.epin(a) Benchmark meshCOM/.m40.00m1002.00m300:1440(b) Coarse meshfine ineshphoto1 .02.00mm300mm 400m(c) Fine mesh Fig. 7 Distributions of temperature fluctuation intensity3061| 230.5D5Dm-----WATLON - Coarse mesh ... Fine mesh--- Benchmark mesh-_aspbeotectresson---y/Dam---.-L-0.3.L-0.41-30ndxI-1-0.5 -0.60.10.2 10.30.4 10.5 (Verms (On-T2)0.5foWATLON リ ーCoarse mesh.Fine mesh - Benchmark mesh“asa--------0.50.60. 20.30.4 ( T V (T ~T )(b) z = 1.0 Dm Fig. 8 Profiles of temperature fluctuation intensity(z=0.5 D. and 1.0 Dm, radial direction)壁から1mm の位置での周方向における温度変動強度 分布を図9に示す。周方向角度の定義は図2に示す通り であり、流れ方向から見て反時計回りを正とし、枝管位 置を0とする。計算結果は実験データよりも過大評価側 となり、また 30° 付近でピークを持つ。この傾向は従来 の計算結果[G]と同様であるが、どのメッシュも過大評価 側、つまり安全側評価となった。特に-30°付近のピー ク位置において詳細メッシュが最も過大評価となってい る。r' = Imm z=0.5DWATLON ・・・ Fine meshCoarse mesh Benchmark meshToms (Tn -T)-3060oldeg](1) z = 0.5 Dmr* 1mm z = 1.0 D... TO WATLON... hinc ineshCoarse mesh --- Benchmark meshTrans / (T.-Ti)ooooo0““ofdeg320(b) z = 1.0 Dm Fig. 9 Profiles of fluctuation temperature intensity (z = 0.5 Dm and 1.0 Dm, circumferential direction)3.3 計算結果のメッシュ依存性図9の温度変動強度分布において、粗メッシュと詳細 メッシュは、ピーク位置(A= ±30°)で若干差があるが、 それ以外の角度ではほぼ同様な値をとなっている。一方、 ベンチマークメッシュの計算結果と他の2つのメッシュ の計算結果を比較すると、図9 (a)の z = 0.5 Domの 0 = 0° で の極小値の差が大きい。ベンチマークメッシュは温度変 動を過大側に評価している。これは、図4 で示した、合 流部付近の解像度が影響しているものと考えられる。以上のように、計算格子は全体の格子数だけではなく、 必要となる箇所での解像度、つまり流れ場に応じて適し た計算格子を使用することが重要と考えられる。例えば、 配管合流部近傍の速度・温度の勾配や変動が激しい箇所 には詳細な解像度が必要と考えられる。ただし、最適な 計算格子の作成は、格子の作成、および計算結果と実験 データとの比較を何度か繰り返す必要があり容易ではな い。流れ場ごとに最適な計算格子は異なるため、最適な 計算格子を簡便に作成する方法については今後の課題である。1 3種類の計算格子による計算結果は、上述のように局所 的に温度変動強度分布のずれはあるものの、その差はそ れほど顕著ではない。特に、図 9 の温度変動強度ではど の格子を用いても、WATLON 試験の温度変動強度に対し てほぼどの評価点でも過大評価、つまり安全側に評価す る結果となった。よって、今回用いた粗メッシュおよび ベンチマークメッシュ程度の解像度で実用には十分に足 ると考えられる。3074 まとめ 1本研究では T 字配管合流部の壁面噴流条件を対象に、 解像度の異なる3種類の計算格子を用い計算結果の差違 を検討した。その結果、以下の知見が得られた。・時間平均温度はどの計算格子を用いても顕著な差は 見られなかった、壁面近傍での過大評価を除き、WATLON 試験とほぼ一致した。3種類の計算格子のどの計算結果でも安全側(温度変 動強度が実験データよりも大きい)評価となった。また、 温度変動強度の周方向ピーク値は詳細メッシュで最も過 大評価となった。・今回用いた粗メッシュ、および NISA 事業ベンチマ ークで用いた計算格子程度の解像度で実用には十分に足 ると考えられる。・計算格子の全体的な解像度だけではなく、必要とな る箇所での解像度も計算結果に影響を与える可能性があ る。流れ場に応じて局所的な解像度を検討する必要があ る。謝辞本報告は原子力安全・保安院が実施した平成 23 年度高 経年化技術評価高度化事業の成果の一部である。ここに 謝意を表する。参考文献 [1] 日本機械学会、“配管の高サイクル熱疲労に関する 1 評価指針”, JSME S 017、2003. [2] C. Peniguel, M. Sakiz and S. Benhamadouche,S. Benhamadouche,[3]““Presentation of a Numerical 3D Approach to Tackle Thermal Striping in a PWR Nuclear T-Junction”, ASME Pressure Vessels and Piping Conference, 2003,PVP2003-2191.R. Howard and T. Pasutto, “The effect of Adiabatic and Conducting Wall Boundary Conditions on LES of a Thermal Mixing Tee““, Proceeding of the 13th International Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-13), 2009, N13P1110. 中村晶、“T 字合流配管の温度ゆらぎ現象の数値解 析 - 乱流モデルと解析格子の影響”、INSS ジャーナ ル、Vol. 14、2007、pp99-115. M. Tanaka, H. Ohshima and H. Monji, “Thermal Mixing in T-junction Piping System Concerned with High-cycle Thermal Fatigue in Structure”, Proceeding of the Sixth Japan-Korea Symposium on Nuclear Thermal Hydraulics and Safety (NTHASO), 2008, PN6P1039. A. Nakamura, H, Ikeda, S. Qian, M. Tanaka and Naoto Kasahara, “Benchmark Simulation of Temperature Fluctuation Using CFD for the Evaluation of the Thermal load in a T-Junction pipe.”, Proceeding of the Seventh Korea-Japan Symposium on Nuclear Thermal Hydraulics and Safety (NTHAS7), 2010, No.N7P-0011. H. Kamide, M. Igarashi, S. Kawashima, N. Kimura and K. Hayashi, “Study on mixing behavior in a tee piping and numerical analyses for evaluation of thermal striping”, Nuclear Engineering and Design, Vol. 239, 2009, pp.58-67.[6][7]308“ “T字配管合流部に生じる温度変動の数値解析による評価LES Dynamic による格子影響評価一“ “歌野原 陽一,Yoichi UTANOHARA,中村 晶,Akira NAKAMURA,三好 弘二,Koji MIYOSHI,笠原 直人,Naoto KASAHARA