フランジ締結用ガスケットの熱物性に関する研究

技術時報
2007年 1号 NO. 349
〈技術レポート〉
フランジ締結用ガスケットの熱物性に関する研究
浜松研究所 研究部門 熱音チーム チームリーダー 大 村 高 弘
研究員 入 村 純 一
シール材事業部 パッキンガスケットチーム リーダー 花 島 完 治
広島大学 大学院 教授 沢 俊 行
かれた場合の基礎研究として，定常・非定常温度
1．要 旨
場における，鋼製ボルトにより締結されたアルミ
ボルトフランジ締結用ガスケットとして一般的
ニウム合金製の中空円筒および長方形厚板締結体
に使用されている当社のジョイントシート
のボルト軸力変動およびボルト最大応力につい
T/#1995，T/#1120，T/#1100 の熱物性，特に熱
て，理論・実験の両面より検討している。しかし
伝導率，比熱，線膨張率等について報告する。中
ながら，これらの研究においても，ガスケットの
でも，熱流計法により測定された熱伝導率につい
熱特性が十分知られていなかったため，温度変動
ては，ガスケットの厚さとその内部構造の関係か
下における締結体の熱特性，例えば温度と熱伝導
ら，熱伝導率の挙動を熱の等価回路を使って説明
率の関係や，締付け力すなわちかさ密度と熱伝導
し，さらに熱伝導率とかさ密度の関係式を，熱の
率の関係等をいかに決定するかという問題が残っ
固体，ふく射，気体による伝播に基づいて提案し
たままである。このように，締結体特性の把握の
た。また，ガスケットの線膨張率が 150 ℃以下で
ために必要不可欠なガスケットの熱物性をより正
大きく変化することや，昇温速度，ガスケットに
確に測定することは，非常に重要な課題であるこ
作用する荷重に依存していることを示した。
とがわかる。
本研究では，ガスケットの熱特性，特に熱伝導
2．緒 言
率，比熱，線膨張率など，代表的な特性について
高温下におけるボルトフランジ締結体を設計す
測定し，その結果を解析した。試験対象としては，
る場合，ガスケットの接触応力分布，温度変化に
締結体に一般的に使用されている当社のジョイン
より生じるフランジハブ応力，内力係数（外部か
トシートガスケット（以下ガスケットと記す）
らの荷重に対するボルト軸力増加分との比）等が
T/#1995，T/#1120，T/#1100 を選んだ。それら
重要となってくる。しかしながら，熱負荷作用状
の熱伝導率測定については，熱流計法による測定
態でのボルトフランジ締結体の特性については十
装置を使って，25 ∼ 85 ℃の温度範囲において実
分な研究がなされておらず，早急な検討が望まれ
施した。さらに，熱伝導率測定装置内の試料を保
ている。これまでのところ，温度変化に対する締
持する部分において，その圧力を変化させること
結体の特性についてはいくつかの研究例が報告さ
で厚さ，すなわちかさ密度を変えて熱伝導率を測
れており，例えば，沢ら 1）は，温度上昇下で内圧
定した。その結果を用いて，熱伝導率の温度とか
作用状態における管フランジ締結体の熱応力分布
さ密度に対する依存性を検討し，固体，ふく射，
を，ガスケットの応力−ひずみ曲線のヒステリシ
気体による熱伝導に基づいて，温度とかさ密度を
スを考慮し，弾性理論と有限要素法を使って解析
パラメータに持つ近似式を提案した。また，比熱
2）
している。熊野ら は，締結体が熱的条件下に置
と線膨張率についても測定し，特に，線膨張率に
─ ─
1
ニチアス技術時報 2007 No. 1
ついては 150 ℃以下において大きく変化し，昇温
ここで， q e， q r ef ， q s は，それぞれ空の容器，標
速度やガスケットに加えられる荷重にも大きく依
準試料，未知試料の DSC 出力，すなわち流入出
存することが分かった。
熱量であり，mref ，m は，それぞれ標準試料およ
び未知試料の質量，cref（T）は標準試料の比熱で
3．測定方法
3.1
ある 3）。
熱伝導率
本研究では，理学電機（株）製の DSC（Ther-
ガスケットの熱伝導率測定は，熱流計法に基づ
mo Plus 2）を使用して比熱を測定した。その際，
く測定装置（英弘精機（株）HC-110）により行っ
標準試料として，米国標準技術研究所（NIST ；
た。熱流計法とは，熱が試料を一次元方向に伝播
the National Institute of Standard and Technolo-
するとしてフーリエの式
gy）のα-Al 2O 3（SRM 720 Synthetic Sapphire）
dT
Q =−λ d x ………………………………………（1）
を使用した 4）。ただし，NIST が提示している比
熱は，0 ℃を基準とした比エンタルピーを使って
に基づいて測定する方法であり，ここで，Q は試
得られた値であるため，まず，NIST が推奨して
料を通過する熱流［W/m2］，λは熱伝導率［W/
いるα-Al 2O 3 の比熱の近似式を使って，25 ℃を基
（m･K）］，dT/dx は試料の熱流方向に対する温度
準とする各温度における比エンタルピーを再計算
勾配［K/m］である。本装置では，試料を挟む熱
した。次に，所望の温度における再計算された比
板に設置された熱流計により熱流 Q を測定し，熱
エンタルピーを，その温度と基準温度 25 ℃との
電対を使って温度勾配 dT/dx を測定し，これらの
温度差で割り算することで，標準試料の正確な比
値を式（1）に代入することで熱伝導率λを得た。
熱を求め，その値を使って DSC により未知試料
3.2
の比熱を決定した。
TG-DTA
熱重量測定（thermogravimetry, TG）とは，
3.4
線膨張率
試料を加熱，冷却，あるいは一定温度等に保持さ
線膨張率は，その材料が温度とともに膨張する
せながら，その重量変化を温度あるいは時間の関
比率を表す係数であり，ここでは，室温 20 ℃を
数として測定する技法である。一方，試料の転移
基準として膨張する比率を線膨張率とした。測定
や融解，反応等の吸発熱が生じる温度を測定する
には，理学電機（株）製の TMA（Thermome-
のが DTA（Differential thermal analysis）であ
chanical analysis ； Thermo Plus 2）を使用した。
り，本研究では，TG と DTA が同時測定可能な理
TMA は，線膨張率が既知である標準試料に対す
学電機（株）製の TG-DTA（Thermo Plus 2）を
る相対的な膨張量を時間あるいは温度の関数とし
使用した。
て測定する装置であり，試料の長さを室温下でマ
3.3
イクロメーターを使って測定し，それを基準長さ
比 熱
比熱は DSC（Differential scanning calorimetry）
を使って測定した。DSC による比熱測定では，未
知試料の比熱を，比熱が既知である標準試料と熱
として連続昇温下における線膨張率を測定した。
4．試料と測定条件
測定対象となった試料は，当社の代表的なガ
量比較することで知ることができる。実際の測定
では，試料を詰めるアルミニウム製の容器の熱容
量も含まれてしまうため，空の容器，標準試料，
未知試料の 3 者を同じ条件で測定し，容器の熱容
表 1 使用したガスケット
ガスケット かさ密度［kg/m3］ 厚さ［mm］
構成繊維
T/#1995
1,800 ∼ 2,060
1.5 or 3.0
アラミド
（ノンアスベスト）
により得られる。
T/#1120
1,350 ∼ 1,530
1.5 or 3.0
アラミド
（ノンアスベスト）
m ref q s q e
（
c T）
＝c ref（T）m q ref− q e ………………………（2）
−
T/#1100
1,760 ∼ 1,930
1.5 or 3.0
アスベスト
量を差し引いて計算することになる。
試料の絶対温度 T に対する比熱 c（T）は，次式
─ ─
2
ニチアス技術時報 2007 No. 1
スケットである T/#1995，T/#1120，T/#1100
であり，表 1 に，それらの測定時におけるかさ密
度と厚さ，および主たる構成繊維を示す。ここで，
かさ密度に範囲があるのは，かさ密度と熱伝導
試料
率の関係を調べるためである。その他の熱物性測
定では，厚さ 1.5mm と 3.0mm の二種類について
行った。
4.1
熱伝導率測定
各ガスケットについて，厚さ方向と面内方向の
二種類の熱伝導率を 25 ∼ 85 ℃の温度範囲で測定
した。厚さ方向の測定では，1.5mm と 3.0mm の 2
写真 2 ガスケット（試料）が TMA にセットされた様子
種類の厚さについて実施し，また，装置に内蔵さ
れている試料ホルダーのクランプ圧力を変えるこ
さは 1.5mm であり，標準試料の重量は，19.9mg，
とでかさ密度を調節し，かさ密度と熱伝導率の関
昇温速度 10K/min，測定温度範囲は 25 ∼ 200 ℃で
係を調査した。写真 1（a）に使用したガスケッ
ある。
トの写真を示す。ガスケットの直径は約 50mm で
4.4
線膨張率測定
写真 2 に示すように，試料を標準試料と同じ材
ある。
一方，面内方向の測定では，まず，ガスケット
質の棒の上に載せ，並置されている標準試料とほ
を適当な幅（ここでは約 7.5mm）の短冊状に多数
ぼ同じ高さになるようにして測定した。これは，
切り出し，それらを 90 °回転させて貼り合わせて
試料が非常に薄いため，通常の設置では測定でき
試料とした。貼り合わせには接着剤を使用せず，
ないためである。標準試料としては，高さ約
写真 1（b）に示すように，針金で固定した。試
19mm のアルミナ（Al2O3）の棒状試料を用いた。
料の外径は，いびつではあるが約 50mm である。
測定条件としては，試料に 2g の荷重をかけて昇
4.2
TG-DTA 測定
温速度 5，10，15，20K/min の 4 種類で，それぞ
TG-DTA 測定では，アルミニウム製の容器を
れ200℃まで加熱する場合と，昇温速度を10K/min
使い，10 ∼ 20mg の試料を昇温速度 10K/min で加
に固定し，試料に 2，5，10，40g の荷重をかけて
熱した。
同じく 200 ℃まで加熱する場合を実施した。
4.3
比熱測定
比熱測定では，アルミニウム製の容器の中に 40
∼ 80mg 程度の試料を入れて測定した。試料の厚
5．測定結果
5.1
熱伝導率
図 1 ∼ 3 に，ガスケット T/#1995，T/#1120，
T/#1100 の温度θに対する厚さ方向の熱伝導率λ
を示す。ここで，白抜きは厚さ 1.5mm のガスケ
ットの熱伝導率，黒と×印は厚さ 3.0mm の熱伝
導率である。
図 1 はガスケット T/#1995 の熱伝導率を示して
t
いるが，記号○，△，□が，厚さ 1.5mm でかさ
3
密度 1802，1986，2061kg/m の熱伝導率をそれぞ
れ表しており，また，☆，▽，◇は，同厚さのか
（a）厚さ方向測定用のガス
ケット（表皿側の写真）
（b）面内方向測定用の
ガスケット
写真 1 熱伝導率測定用のガスケット写真
さ密度 1854，1989，1817kg/m3 の熱伝導率をそれ
ぞれ表している。さらに，●，▲，■は，厚さ
t
3.0mm でかさ密度 1800，1849，1862kg/m 3 の熱
─ ─
3
ニチアス技術時報 2007 No. 1
0.25
0.4
λ
［W/（m･K）］
λ
［W/（m･K）］
0.3
0.2
0.20
0.15
0.1
0.10
0
0
0
20
40
60
80
100
20
40
60
80
100
θ
［℃］
θ
［℃］
図 3 T/#1100 の厚さ方向における熱伝導率
（白抜き印は厚さ 1.5mm のガスケット，
黒と×印は 3.0mm 厚さのガスケット）
図 1 T/#1995 の厚さ方向における熱伝導率
（白抜き印は厚さ 1.5mm のガスケット，
黒と×印は 3.0mm 厚さのガスケット）
1.0
0.6
λ
［W/（m･K）］
λ
［W/（m･K）］
0.8
0.4
0.6
0.4
0.2
0.2
0
0
20
40
60
80
0
0
100
20
θ
［℃］
40
60
80
100
θ
［℃］
図 2 T/#1120 の厚さ方向における熱伝導率
（白抜き印は厚さ 1.5mm のガスケット，
黒と×印は 3.0mm 厚さのガスケット）
図 4 ガスケットの面内方向における熱伝導率
（白抜き印は厚さ 1.5mm のガスケット，
黒と×印は 3.0mm 厚さのガスケット）
伝導率をそれぞれ表しており，また，×，▼，◆は，
1764，1876，1906kg/m3 の熱伝導率をそれぞれ表
同厚さのかさ密度 1741，1829，1860kg/m3 の熱伝
しており，また，☆，▽，◇は，同厚さのかさ密
導率をそれぞれ表している。
度 1781，1870，1931kg/m3 の熱伝導率をそれぞれ
同様に，図 2 ではガスケット T/#1120 の熱伝導
表している。さらに，●，▲，■は，厚さ
率が示されているが，○，△，□が，厚さ 1.5mm
t
3.0mm でかさ密度 1783，1857，1889kg/m 3 の熱
でかさ密度 1357，1449，1527kg/m3 の熱伝導率を
伝導率をそれぞれ表しており，また，×，▼，◆
それぞれ表しており，また，☆，▽，◇は，同厚
は，同厚さのかさ密度 1772，1846，1895kg/m3 の
さのかさ密度 1397，1495，1578kg/m3 の熱伝導率
熱伝導率をそれぞれ表している。
t
図 4 に，ガスケットの面内方向における熱伝導
をそれぞれ表している。さらに，●，▲，■は，
t
3
厚さ 3.0mm でかさ密度 1356，1414，1438kg/m の
熱伝導率をそれぞれ表しており，また，×，▼，
◆は，同厚さのかさ密度 1358，1404，1453kg/m
3
t
率を示す。○，□，◇が，厚さ 1.5mm の T/#1995
3
3
（1758kg/m ），T/#1120（1374kg/m ），T/#1100
（1759kg/m3）の熱伝導率をそれぞれ表しており，
t
また，●，■，◆は，厚さ 3.0mm の T/#1995
の熱伝導率をそれぞれ表している。
図 3 はガスケット T/#1100 の熱伝導率を示して
t
いるが，○，△，□が，厚さ 1.5mm でかさ密度
（1717kg/m3），T/#1120（1437kg/m3），T/#1100
（1673kg/m3）の熱伝導率をそれぞれ表している。
─ ─
4
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0
c［J/(kg ･K)］
TG［%］
1,000
−5
T/#1995
T/#1120
T/#1100
500
−10
T/#1995
T/#1120
T/#1100
0
100
200
300
400
0
0
500
50
100
θ
［℃］
θ
［℃］
図 5 ガスケットの熱重量（TG）測定
150
200
図 7 ガスケット（厚さ 1.5mm）の比熱
×10 −5
200
10 K/min
8
T/#1995
T/#1100
β［1/K］
DTA［μV］
T/#1120
100
6
4
T/#1995
T/#1995
T/#1120
T/#1120
T/#1100
T/#1100
0
2
−100
0
100
200
300
θ
［℃］
400
0
500
図 6 ガスケットの示差熱分析（DTA）
5.2
0
50
100
150
θ
［℃］
No.
No.
No.
No.
No.
No.
1
2
1
2
1
2
200
250
図 8 ガスケット（厚さ 1.5mm）の線膨張率
（昇温速度 10K/min，TMA 荷重 2g）
×10 −5
TG-DTA
10 K/min
図 5 と図 6 に，ガスケットの TG および DTA の
10
β［1/K］
結果を示す。両図とも，実線，破線，一点鎖線が，
T/#1995，T/#1120，T/#1100 の結果をそれぞれ
表している。
5.3
比 熱
5
T/#1995
T/#1120
T/#1100
図 7 に，温度θに対する厚さ 1.5mm のガスケッ
トの比熱 c を示す。ここで，記号○，△，□は，
0
それぞれ T/#1995，T/#1120，T/#1100 の比熱を
5.4
0
50
100
150
200
250
θ
［℃］
表している。
線膨張率
図 9 ガスケット（厚さ 3.0mm）の線膨張率
（昇温速度 10K/min，TMA 荷重 2g）
図 8 と図 9 に，温度θに対する厚さ 1.5mm と
3.0mm のガスケットの線膨張率を示す。ここで，
両測定とも，昇温速度 10K/min，TMA 荷重 2g の
で，△と▲が T/#1120 の試料 No.1 と No.2，□と
条件である。
■が T/#1100 の試料 No.1 と No.2 である。
t
t
また，図 9 では，○が，3.0mm の T/#1995 の
図 8 では，記号○と●が，それぞれ 1.5mm の
T/#1995 の試料 No.1 と No.2 であり，同様の厚さ
線膨張率であり，同様の厚さで，△が T/#1120，
─ ─
5
ニチアス技術時報 2007 No. 1
□が T/#1100 の線膨張率である。
それぞれ昇温速度 5，10（No.1），10（No.2），15，
t
一方，図 10 は，1.5mm の T/#1995 に対して昇
20K/min の場合の測定結果である。
t
温速度を 5，10，15，20K/min にして測定した場
図 11 は，1.5mm の T/#1995 に対して試料にか
合の線膨張率を示している。試料にかかる荷重は
かる荷重を 2，5，10，40g にして測定した場合の
2g である。ここで，記号○，△，▲，□，◇は，
線膨張率を示している。昇温速度は 10K/min で
ある。ここで，記号○，△，□，■，◇は，それ
ぞれ荷重 2，5，10（No.1），10（No.2），40g の場
×10 −5
合の測定結果である。
10
β［1/K］
6．考 察
6.1
5
0
0
50
100
150
200
熱伝導率
図 1 ∼ 3 より，ガスケットの厚さ方向における
5K/min
10K/min No.1
10K/min No.2
15K/min
20K/min
熱伝導率には，厚さ依存性があることがわかる。
その原因は，ガスケットが，それぞれ熱伝導率の
250
θ
［℃］
違う 3 層構造（表皿−中材−裏皿）になっている
ためと考えられる。図 12（a）にガスケットの 3 層
構造モデルを示す。このようなモデルの場合，ガ
図 10 T/#1995 の線膨張率の昇温速度依存性
（TMA 荷重 2g）
スケットの熱抵抗は，図 12（b）に示すような熱
の等価回路モデルで表わされる。すなわち，ガス
×10 −5
10
β［1/K］
ケットの熱抵抗 R は，
2g
5g
10g No.1
10g No.2
40g
10K/min
R＝R r＋R m＋R b …………………………………（3）
となり，ここで，Rr は表皿の熱抵抗，Rm および Rb
はそれぞれ中材，裏皿の熱抵抗である。熱抵抗は
5
試料の厚さに比例し，熱伝導率に反比例するから，
それぞれの熱抵抗は，
0
0
dr
dm
db
d
R＝λ ，R r＝λr ，R m＝λm ，R b＝λb ……………（4）
50
100
150
200
250
と表される。ここで，d とλは試料の厚さと熱伝
θ
［℃］
図 11 T/#1995 の線膨張率の TMA 荷重依存性
（昇温速度 10K/min）
導率，d r と λ r は表皿の厚さとその熱伝導率，d m
とλ m は中材の厚さとその熱伝導率，db とλ b は裏
皿の厚さとその熱伝導率であり，さらに，
表皿
表皿 Rr
d＝d r＋d m＋d b ……………………………………（5）
である。
中材
中材 Rm
裏皿
裏皿 Rb
式（3）∼（5）より，ガスケットの熱伝導率は，
dr
db
d m ＋1＋ d m
λ＝
1 dr 1
1 d b …………………………（6）
＋
＋
λr d m λm λb d m
となる。式（6）より，中材の厚さ dm が厚くなれ
（a） ガスケット断面図 （b） 等価回路モデル
ばなるほど，ガスケットの熱伝導率λは中材の熱
図 12 ガスケットの模式図と熱の等価回路モデル
伝導率 λ m に近づいてくることがわかる。通常，
─ ─
6
ニチアス技術時報 2007 No. 1
ガスケットの厚さが厚くなるということは，中材
のみが厚くなることを意味しており，3 層全ての
い。したがって，熱伝導率λは試料の厚さ d，す
なわち中材の厚さ dm に依存することになり，厚く
なることで中材の熱伝導率λ m に近づいていくこ
λ
［W/（m･K）］
厚さが比率を変えずに均等に厚くなるわけではな
,
,
,
,
0.25
T/#1120
0.20
,
,
,
,
:
:
:
:
25 ℃
45 ℃
65 ℃
85 ℃
T/#1100
0.15
t
とになる。そのため，今回のように 1.5mm の試
t
料の熱伝導率と 3.0mm のそれに大きな差が生じ
T/#1995
0.10
たものと考えられる。また，今回の結果が，
t
1,400
t
1.5mm の試料の熱伝導率に対して 3.0mm のそれ
の方が大きいことを示していることから，中材の
熱伝導率λ m の方が表皿，裏皿の熱伝導率λ r ，λ b
1,600
1,800
2,000
ρ［kg/m3］
図 13 ガスケット（厚さ 1.5mm）の熱伝導率測定結果と
式（7）による推定結果の比較
よりも大きいことが予想される。
0.7
方向のそれと比較して約 3 倍大きいことがわか
0.6
る。その理由は，ガスケットに含まれる繊維が配
向構造を作っているためと考えられる。配向構造
を持つと，面内方向を流れる熱は繊維中を伝播す
るため，熱抵抗が非常に小さくなるが，厚さ方向
λ
［W/（m･K）］
一方，面内方向の熱伝導率は，図 4 より，厚さ
へは繊維同士の接触部分が大きな熱抵抗となるた
0.5
:
:
:
:
25 ℃
45 ℃
65 ℃
85 ℃
0.4
T/#1995
0.3
T/#1100
0.1
が生じてしまうことになる。それが，今回の結果
の原因になったと考えられる。ただし，約 3 倍の
も参考値である。というのは，写真 1（b）にも
,
,
,
,
0.2
め伝播しにくくなり，両者の熱伝導率に大きな差
差というのはかなり大雑把な値であり，あくまで
,
,
,
,
T/#1120
1,400
1,600
1,800
ρ［kg/m3］
図 14 ガスケット（厚さ 3.0mm）の熱伝導率測定結果と
式（7）による推定結果の比較
あるように，面内方向の熱伝導率を測定した試料
の表面にはかなりの凸凹があり，熱伝導率測定装
る。ここでは，筆者らが断熱材に対して提案して
置内の試料を加熱する加熱面と試料面との間に空
いる次式 5）6）を使って解析を試みた。かさ密度を
気層ができてしまい，正確な測定ができなかった
ρ，絶対温度を T とすると，ガスケットの熱伝導
と考えられるからである。これについては，今後
率λは，
の課題としたいと考えている。
B
λ＝Aρ＋ ρ T 3＋λg＋E ……………………………（7）
図 13 と図 14 に，試料のかさ密度ρと熱伝導率
λ の関係を示す。両グラフとも，丸，三角形，
となる。ここで， λ g は空気の熱伝導率，A，B，
四角形，逆三角形は，それぞれ 25，45，65，
E は係数であり，係数については測定により決定
85 ℃の熱伝導率を表しており，さらに白抜き，
される。また，右辺の第 1 項は固体部分が寄与す
黒，灰色の印は，それぞれ T/#1995，T/#1120，
る熱伝導率，第 2 項はふく射が寄与する熱伝導率，
T/#1100 の熱伝導率を表している。例えば，灰
第 3 項は空気の熱伝導率，第 4 項は繊維同士の接
色の丸は 25 ℃の T/#1100 の熱伝導率を表してい
触部分や粒状物質同士が作り出す微小な空隙内
ることになる。
で，気体が固体部分の熱抵抗に影響を及ぼす効果
一般的に，多孔質体の熱伝導率は，固体，ふく
を表している。これらの係数を決定するには，ま
射，気体に寄与する熱伝導率の和で表され，多く
ず測定で得られた熱伝導率λから，空気の熱伝導
の研究者により実験式や経験式が提案されてい
率λ g を差し引き，その値を絶対温度 T の 3 乗に対
─ ─
7
ニチアス技術時報 2007 No. 1
6.2
表 2 式（7）の係数
ガスケット 厚さ
［mm］
T/#1995
T/#1120
T/#1100
TG-DTA
図 5，図 6 より，200 ℃を超えたところから急激
A
B
1.5
1.28 × 10 − 4
4.73 × 10 − 6
− 0.2190
な重量減少および発熱現象が生じていることがわ
3.0
6.55 × 10 − 4 6.84 × 10 − 6
− 1.1060
かる。これは，試料に含まれる有機成分の融解や
1.5
−
E
−
−
3.0
2.61 × 10 − 3 1.14 × 10 − 5
− 3.5060
1.5
6.81 × 10 − 5 4.91 × 10 − 6
− 0.0944
3.0
1.50 × 10 − 4 5.63 × 10 − 6
− 0.2380
燃焼等によるものと考えられる。
6.3
比 熱
図 7 より，T/#1120 の比熱が他の二つに比べ，
10%程度高くなっていることがわかる。これは，
T/#1120 に高い比熱を持つグラファイトが，かな
してプロットする。すると T 3 とλ−λg との間に
り含まれているためと考えられる。
直線関係が得られ，その傾きが B/ρであり，切片
6.4
線膨張率
が Aρ +E である。したがって，さらにかさ密度
図 8，図 9 より，ガスケットの線膨張率が広い
ρ を変えて測定することにより，係数 A，B，E
温度範囲で大きく変化しているのがわかり，特
が決定されることになる。
に，150 ℃以下における変化が激しいことが明
今回使用した 3 種類のガスケットについて得ら
らかとなった。この原因は，ガスケット内部に
れた係数を表 2 に示す。ただし，T/#1120
存在する水分の影響によるものではないかと推
t
（1.5mm ）については，係数を決定できなかった。
測している。図 15 と 16 に，ガスケット（厚さ
これは，正の数であるべき係数 A が負になってし
1.5mm と 3.0mm）の温度θに対する線膨張量Δ l
まったためであるが，その原因は，試料内部に含
を示す。両グラフとも，実線は T/#1995，一点
まれる水分の影響による測定誤差と考えられる。
鎖線は T/#1120，破線は T/#1100 である。これ
式（7）および表 2 を使って得られた熱伝導率を
らのグラフから，線膨張量が 50 ∼ 150 ℃の温度
図 13 と図 14 に示す。両グラフとも，破線，一点
範囲において緩やかなカーブを描いていること
鎖線，二点鎖線，実線が，それぞれ 25，45，65，
がわかる。大凡ではあるが，この温度範囲では
85 ℃における式（7）の推定結果であり，また，
ガスケットに含まれる水分の蒸発が活発になり，
黒の太線，黒線，灰色線が，それぞれ T/#1995，
試料温度は一定あるいは変化が非常に小さくな
T/#1120，T/#1100 の推定結果であることを示し
ると考えられる。そのため，試料の膨張も抑制
ている。これらのグラフから，推定結果と測定結
され，線膨張率に大きな変化をもたらしたと考
果が比較的良く一致しており，式（7）を使うこ
えられる。
図 10 より，約 160 ℃以上になると昇温速度にか
とでガスケットの熱伝導率を，大雑把に推定で
かわらず線膨張率はほぼ一定となるが，160 ℃以
きることがわかる。
50
10K/min
Load 2g
10
T/#1995
T/#1120
T/#1100
0
0
10K/min
Load 2g
40
Δl［μm］
Δl［μm］
20
100
30
20
T/#1995
T/#1120
T/#1100
10
0
0
200
100
200
θ
［℃］
θ
［℃］
図 16 ガスケット（厚さ 3.0mm）の熱膨張量
図 15 ガスケット（厚さ 1.5mm）の熱膨張量
─ ─
8
ニチアス技術時報 2007 No. 1
下では大きくばらついているのがわかる。これは，
水分の蒸発が昇温速度に大きく影響を受けるため
と考えられる。また，図 11 に示すように，今回
の実験により，試料にかける荷重によって線膨張
率が大きく変わることがわかった。したがって，
パイプフランジガスケット締結体を設計する際に
は，それ自身の温度変化や締め付け荷重等を考慮
に入れる必要があると考えられる。
7．結 論
本研究により，以下の結論を得た。
1．ガスケットの熱伝導率は，その厚さに依存し
ており，原因は，厚さの変化が中材の厚さのみの
変化であるためであった。
2．ガスケットの熱伝導率に関する推定式を提案し，
その推定結果は測定結果と比較的良く一致した。
参考文献
1）Sawa T., Takagi Y., and Tatsuoka T., Proc.
ASME Pressure Vessels and Piping Division
Conference, PVP2005-71427,（2005）
2）Kumano H., Sawa T., and Hirose T., ASME
Journal of Pressure Vessel Technology, 116,
pp. 42-48,（1994）
3）Wilthan B., Cagran C. and Pottlacher G., Proc.
15th Symposium on Thermophysical Properties, Boulder, Colorado, U.S.A., June 22-27,
（2003）
4）National Bureau of Standards Certificate,
Standard Reference Material 720, Synthetic
Sapphire α-Al 2O 3.（Nat. Inst. Stds. Tech.,
Gaitherbarg, Maryland, 1982）
5）大村・富村，日本機械学会講演論文集，Vol.3，
808，pp. 15-16，
（2005）
6）大村・富村，日本機械学会山梨講演会講演論
文集 410，pp. 103-104，
（2005）
3．TG-DTA 測定から，200 ℃以上で急激な重量
減少と発熱が生じることがわかった。
筆者紹介
4．ガスケットの線膨張率は，150 ℃以下で大きく
大村高弘
ばらついており，その原因は，含有する水分の蒸
浜松研究所 研究部門
発によるものと推定した。
熱音チーム チームリーダー
5．昇温速度に対する線膨張率の依存性は，160 ℃
工学博士
以上では非常に小さいが，それ以下では非常に大
きく，その原因は内在する水分の蒸発による影響
入村純一
と考えられる。
6．ガスケットの線膨張率は，それにかかる荷重
浜松研究所 研究部門
熱音チーム 研究員
に大きく依存することがわかった。
［転 載］
本レポートは，2006 年 7 月 23 日∼ 27 日にカナダ
のバンクーバーで開催された国際会議，2006
花島完治
ASME Pressure Vessels and Piping Conference
シール材事業部 において発表したものである。
パッキンガスケットチーム リーダー
なお，本レポートに記載の T/#1100 をはじめ，
石綿ジョイントシートにつきましては，多くの
ユーザーさまから代替化推進のご理解を得るこ
沢 俊行
とができましたので，2006 年 12 月末日をもって，
広島大学 大学院 教授
販売を終了いたしました。
工学博士
─ ─
9