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笠原 直人; 石川 昌幸*
PNC TN9520 95-010, 55 Pages, 1995/06
高速炉特有の過渡熱応力によるクリープ疲労強度データを主体とした構造物強度データを蓄積し、高速炉用構造設計基準の基礎となる強度評価法(クリープ疲労損傷等)開発を支援するために、構造物強度データベースシステム"STAR"を利用している。本報告書は、構造物強度データベースシステム"STAR"への構造物のき裂データ、形状データの入力部の取扱説明書である。本入力システムは、"STAR"システム本体の形状データ、き裂データの入出力形式の変更に伴い、バージョンアップを行った。このため、バージョンアップされた諸機能を最大限に生かせるように解説を述べたものである。以下に主な機能を示す。(1)デジタイザによる供試験体形状データ(R部、溶接部位等)のオンライン入力。(2)デジタイザによる裂位置、深さの正確な入力。(3)き裂データの属性(破面状態、母材、溶金等)デジタイザ上の仮想メニューからの入力。(4)形状データ出力のCADデータ形式への変換(DXFファイル形式)。上記の機能より、構造物強度データベースシステム"STAR"で重要なき裂データ及び形状データが正確かつ容易に入力可能となる。
石川 昌幸*; 笠原 直人
PNC TN9450 94-002, 70 Pages, 1993/12
熱過渡荷重を受ける板厚不連続部に対してn乗型の応力ひずみ関係による応力解析(非線形弾性モデルによるn乗則解析)を行った。熱過渡条件は、高温状態からのコールドトランジェント(0.17
/sec)である。本解析におけるパラメータは以下の通りである。材料特性のパラメータであるn乗則指数は、n=1、3、5、7、ポアソン比は0.3、0.5とした。また、形状は板厚の異なる円筒殻を2つつないだモデルで薄肉部の板厚10mm、厚肉部の板厚20mmのモデル(M20)、薄肉部の板厚10mm、厚肉部の板厚40mmのモデル(M40)、薄肉部の板厚10mm、厚肉の板厚100mmのモデル(M100)の3ケースとした。さらに、対応する弾性解析結果と組み合わせることにより、全ひずみに対する弾性追従パラメータqep、総体的挙動による公称ひずみに対する弾性追従パラメータqepnを算出し、次のような知見を得た。(1)局所ひずみに対する弾性追従パラメータqep上記n乗則による弾性追従パラメータqepは、R止端部近傍の評価断面において、M20は0.89
1.70、M40は1.081.99、M100は0.881.93であり、また平滑部の評価断面において、M20は1.242.01、M40は1.302.21、M100は1.131.69である。(2)総体的挙動による公称ひずみに対する弾性追従パラメータqepn上記n乗則による弾性追従パラメータqepnは、R止端部近傍の評価断面において、M20は0.761.49、M40は0.881.74、M100は0.881.93であり、また平滑部の評価断面において、M20は1.242.01、M40は1.302.21、M100は1.131.69である。また、n乗指数及びポアソン比の違いにより、最大応力発生位置がR止端部近傍から平滑部へと移動するケースがあり、R部止端部の弾性追従パラメータはn指数が大きくなると減少するが、平滑部の弾性追従パラメータはn指数が大きくなると増加する傾向がある。
笠原 直人; 石川 昌幸*
PNC TN9450 93-020, 125 Pages, 1993/09
Y型接合構造に関する荷重依存性のない弾性追従パラメータを求めるため、荷重条件を変化させて解析を実施してきている。前報までは定常熱応力に関する検討を行い、本報では熱過渡荷重に対するn乗型の応力ひずみ関係による応力解析(非線形弾性モデルによるn乗則解析)を行った。熱過渡条件は、常温からのホットトランジェント(15/HR、通常起動)と高温定常状態からのコールドトランジェント(0.5/SEC、手動トリップ)である。本解析におけるパラメータは以下の通りである。材料特性のパラメータであるn乗則指数は、n=3、5、7、ポアソン比は0.3、0.5とした。また、形状はスカート板厚50MM、胴板厚30MM、接合部を補強したモデル(IHX)、スカート板厚50MM、胴板厚30MMのモデル(MD2)、スカート板厚30MM、胴板厚50MMのモデル(MD3)の3ケースとした。さらに、対応する弾性解析結果と組み合わせることにより、全ひずみによる弾性追従パラメータqEP、総体的挙動による弾性追従パラメータqEPN、n乗則解析における最大応力発生評価断面と弾性解析における最大応力発生評価断面の組み合わせについてのqEP、qEPNを算出し、次のような知見を得た。1)全ひずみによる弾性追従パラメータqEP通常起動荷重下における上記n乗則解析による弾性追従パラメータqEPはIHXにおいて2.084.26、MD2は1.664.73、MD3は1.934.23である。また手動トリップ荷重下ではIHXにおいて1.372.4、MD2は1.713.34、MD3は1.512.88である。2)総体的挙動による弾性追従パラメータqEPN通常起動荷重下における上記n乗則解析による弾性追従パラメータqEPNは、IHXにおいて1.773.73、MD2は1.574.70、MD3は1.764.02である。また手動トリップ荷重下ではIHXにおいて1.292.4、MD2は1.613.26、MD3は1.442.88である。また、上記熱過渡荷重の違いによりMD2モデルに関しては最大ひずみ発生位置に変化(スカート部から胴部へと移動)が見られた。他のモデル(IHX、MD3)に関しては、上記熱過渡荷重とも最大ひずみ発生位置はスカート部である。
石川 昌幸*; 笠原 直人
PNC TN9450 93-018, 87 Pages, 1993/07
Y型接合構造に関する荷重依存性のない弾性追従パラメータを求めることを目的として定常熱応力を受けるY型接合構造について、材料特性をn乗則でモデル化して非線形解析を行った。本解析におけるパラメータは以下の通りである。材料特性のパラメータであるn乗則指数は、n=5、7、ポアソン比は0.3、0.5とした。また、形状はスカート板厚50mm、胴板厚30mm、接合部を補強したモデル(IHX)、スカート板厚50mm、胴板厚30mmのモデル(MD2)、スカート板厚30mm、胴板厚50mmのモデル(MD3)の3ケースに関してのパラメータ解析を行った。さらに、対応する弾性解析結果と組み合わせることにより、局所ひずみによる弾性追従パラメータqep、総対的挙動による弾性追従パラメータqepn、n乗則解析における最大応力発生評価断面と弾性解析における最大応力発生評価断面の組み合わせについてのqep、qepnを算出し、次のような知見を得た。(1)局所ひずみによる弾性追従パラメータqep上記パラメータによる弾性追従パラメータqepは、n乗指数=5の場合は2.13.5であり、n乗指数=7の場合は、2.34.5である。(2)総対的挙動による弾性追従パラメータqepn上記パラメータによる弾性追従パラメータqepは、n乗指数=5の場合は1.63.2であり、n乗指数=7の場合は、1.94.1である。(3)弾性解析における最大応力発生評価断面とn乗則における最大応力発生評価断面による弾性追従パラメータqep、qepn上記パラメータによる弾性追従パラメータqepは、n乗指数=5の場合は2.73.2であり、n乗指数=7の場合は、3.24.0、同様にqepnは、n乗指数=5の場合は2.42.8であり、n乗指数=7の場合は、2.83.4である。今後は熱過渡荷重のパラメータ解析を行い、定常荷重下における本結果との比較を行う予定である。
石川 昌幸*; 笠原 直人
PNC TN9520 93-003, 57 Pages, 1993/03
高速炉特有の熱荷重である熱応力を主体とした構造物強度データを蓄積し、高速炉用構造設計基準の基礎となる強度評価法(クリープ疲労損傷等)開発を支援するために、構造物強度データベースシステム"STAR"を開発した。 本報告書は、構造物強度データベースシステム"STAR"において、損傷値とき裂長さ等の比較に使用するき裂データ、形状データに関する入力システムの取扱説明書である。 以下に主な機能を示す。 (1)デジタイザによる供試体形状データ(R部、溶接部位等)のオンライン入力 (2)デジタイザによるき裂位置、深さの正確な入力 (3)き裂データの属性(破面状態、母材、溶金等)も容易に入力 上記の機能により、構造物強度データベースシステム"STAR"で重要なき裂データ等が正確かつ容易に入力が出来、作業の効率が図られた。
石川 昌幸*; 笠原 直人
PNC TN9450 93-009, 48 Pages, 1993/03
ヘッドアクセス方式60万Kwプラント1次系主配管ホットレグ部の板厚70mmの平滑部位を対象とし、系統熱過渡解析から得られた手動トリップ条件における非定常温度解析及び熱弾性解析を以下に示す解析ケースに対して行った。また、材料特性はSUS316、500の材料データを使用した。代表的結果である等価線形応力より算出した応力強さ範囲Sn、熱ピーク応力を含む表面応力強さ範囲Spを次の通り示す。流量半減時間 崩壊熱 Sn(Kg/mm2) Sp(Kg/mm2) 5.6 SEC : 平衡炉心末期ノミナル値 10.6 15.5 7.0 SEC : 平衡炉心末期ノミナル値 10.6 15.4 15.0 SEC : 平衡炉心末期ノミナル値 10.2 14.8 5.6 SEC : 初装荷炉心初期ノミナル値 11.9 17.4 7.0 SEC : 初装荷炉心初期ノミナル値 12.1 17.5 もんじゅ設計条件 : もんじゅ設計条件 19.2 30.5
覚方 邦江; 福永 俊夫*; 田多井 和明; 木村 一英; 石川 一富*; 新沢 幸一*; 本橋 昌幸
PNC TN8470 93-004, 83 Pages, 1993/01
ガラス固化技術開発施設(以下「本施設」という)は、昭和63年より建設を開始し、電気設備工事(以下「本工事」という)については、昭和63年9月より工事着工し、平成3年7月末を以って完了した。本報では、本工事の契約、工事、検査等の詳細内容を報告した。本報の主要な内容は、次のとおりである。(1)工事の目的及び概要(2)工事の仕様及び条件(3)工事の方法及び手順(4)施工上の技術的検討事項(5)工事の延人数及び工数(6)検査(7)工事中の不具合事例とその対策(8)反省と今後の課題
石川 昌幸*; 笠原 直人
PNC TN9450 93-010, 163 Pages, 1992/12
準定常的熱応力を受けるY型接合構造について、形状・材料特性をパラメータとした熱弾性及び非弾性解析を行った。形状に関しては、板厚、接合部補強の有無の影響を調べた。また、材料特性は応力-ひずみ関係として弾完全塑性、LUDWICK 式(n=3,5,7)を仮定し、弾塑性挙動の違いを調べた。ソリッドモデルによる解析結果より、接合部が剛のためにスカートの変形が胴部に伝わらないという現象が見られた。その原因を調べるために、接合部の剛性の違いをシェル要素を使用して模擬したモデルを作成し、非弾性パラメータ解析を行った。本解析結果を局所ひずみによるひずみ集中係数K
、等価線形ひずみによるひずみ集中係数Kn、局所ひずみによる弾性追従パラメータqEP、等価線形ひずみによる弾性追従パラメータqEPで整理し、その結果次のような知見が得られた。1)ソリッドモデル ・K、Knは、同一形状においてn指数が大きくなるとともに増大。 ・qEP、qEPNPは、同一形状においてSn/
y
2.5近傍までは一定、それ以降はn指数 が大きくなるとともに増大。 ・K、Knは、n指数が同じであれば形状によらずほぼ同じ値である。 ・同一形状において、ひずみ集中係数は評価断面に関係なくほぼ同じ値である。また、弾性追従パラメータに関してもR部位を除いてほぼ同じ値である。 2)シェルモデル ・同一形状において、K、Knともほぼ同じ。 ・胴部剛体のqEP、qEPNPは、ソリッドモデルのqEPとほぼ同じである。・同一形状において、n指数によらずqEP、qEPNPは一定である。 上記知見の代表的な解析結果を以下に示す。 IHX-N=3 IHX-N=5 IHX-N=7 同一形状においてn指数の違いによるK: 1.04 1.77 2.57 K、QEPの比較QWP: 1.52 2.51 3.40 今後は熱過渡荷重のパラメータ解析、降状応力に影響されないn乗則応力-ひずみ関係を用いての解析を行い、準定常的荷重下における本結果との比較を行う予定である。
根岸 仁; 石川 昌幸*; 笠原 直人; 浜田 邦靖*; 岩田 耕司
PNC TN9460 92-002, 25 Pages, 1992/03
高温構造設計基準による設計評価の実施には,汎用非線形構造解析システム「FINAS」を用いた構造物のパラメトリックな解析と,解析結果についての後処理が必要になる。「FINAS」の解析結果を記したポストテープに対する現行の後処理プログラムは,使用者が個別に作成した処理ルーチンが用意されているに過ぎず,処理手順に統一性がない。そこで,「FINAS」のポストファイルを入力とし,設計評価に必要な後処理を行うプログラム「RANGE」を開発した。「RANGE」の主な機能は,1)応力・歪の構造物表面への外挿,2)応力・歪の評価断面に沿った平均化
笠原 直人; 渡士 克己; 石川 昌幸*
PNC TN9410 89-075, 85 Pages, 1989/05
構造物の溶接部は形状及び冶金的な不連続が生じるために強度が減少する。本研究は、溶接部の形状不連続効果を応力集中係数という観点から整理し、別途実施される冶金的不連続効果の検討と共に溶接部評価法開発を支援するために行ったものである。はじめに実際の構造物における溶接部形状不連続の効果を調べるために、小型熱過渡試験装置の供試体取付溶接部に生じた破損部の評価を行った。また広範囲の形状不連続効果の調査を行うために、配管周継手の応力集中係数のパラメトリックな解析を行った。この結果、小型熱過渡試験装置では溶接部形状不連続部の応力集中が破損の原因となっていることが分かった。また配管周継手では熱過渡荷重による応力集中係数は曲げ機械荷重による応力集中係数で安全側に包絡されること、膜応力によね応力集中係数は配管の径によらず、局部的な形状のみで決まることなどが分かった。以上の結果をもとに、配管周継手の応力集中係数線図の提案を行った。
