INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8144

ステンレス鋼の SCC 発生・進展遷移条件の検討
The conditions for changing from SCC initiation to growth in stainless steel
青木 政徳（Masanori Aoki）＊1

山田 卓陽（Takuyo Yamada）＊1

宮本 友樹（Tomoki Miyamoto）＊1

有岡 孝司（Koji Arioka）＊1

要約 近年におけるオーステナイト系ステンレス鋼の応力腐食割れ（Stress Corrosion Cracking,SCC）に関する研究で，これまで SCC を発生しないと考えられていた加圧水型軽水炉（Pressurized
Water Reactor, PWR）環境下でも，機械加工による冷間加工（Cold Work, CW）や溶接による熱歪み等の強い歪みを与えた場合 SCC を生じる可能性があることが分かってきた．また，SCC の成長は発生と進展の２過程から成り，発生から進展へ移行する条件（進展に必要なき裂深さ）が存在すると考えられる．この移行条件を把握することは保守管理上においても非常に有用であると考えられることから，PWR 1 次系配管の溶接部周辺環境を想定した条件で SCC 発生・進展遷移条件に関する検討を行った．
予 き 裂 深 さ の 異 な る 試 験 片 を 用 い て，PWR 1 次 系 模 擬 水 中 に て 材 料 の 降 伏 応 力（Yield
Strength, YS）相当の定荷重条件で SCC 進展試験を行い，破面観察等により SCC 進展挙動を評価した．その結果，主冷却管セーフエンド溶接部を想定した 20%CW，320℃の条件では数 10µm 程度の予き裂で SCC の進展開始が確認され，8B クラスの小口径配管を想定した 10％ CW，290℃の条件では SCC が進展を開始するには少なくとも100µm 以上のき裂深さが必要であることが分かった．これらのき裂深さがスベリ線等の局部酸化により形成されると想定した場合，前者は数 10 年程度，後者は 100 年以上を要すると見積もられたが，これには局部酸化に関するさらに詳細な検討評価が必要である．
キーワード

ステンレス鋼，配管溶接部，応力腐食割れ，発生・進展遷移条件，き裂深さ，局部酸化Abstract
In recent years, as studies on stress corrosion cracking（SCC）
of austenite stainlesssteel have progressed, it has come to be considered that SCC might occur when a material
was strongly strained by such treatments as cold working（CW）
and welding even under the
primary water conditions of pressurized water reactors（PWRs）where it had been thoughtthat no SCC occurs. SCC seems to consist of initiation and propagation processes, and to have atransition threshold from initiation to propagation for the crack depth. It is very useful for plantmaintenance to comprehend this transition threshold value.
SCC growth tests with variable pre-crack depth specimens were performed in water simulating
the PWR reactor coolant with a constant load equivalent to the yield stress of specimen materials.
Under the 20%CW, 320℃ conditions which were assumed for the area around a welding zone of
the main coolant pipe, SCC growth needed only a crack depth of several tens of micrometers.
On the other hand, under the 10%CW, 290℃ conditions which were assumed for the area arounda welding zone of the 8B class pipe, crack depth of more than 100 micrometers was needed for
SCC growth. These ﬁndings seemed to indicate that these crack depth formations would require
several decades in the former and 100 years or more in the latter with the assumption that thesecracks were formed by local oxidation of the slip line; more rigorous studies are needed aroundthe local oxidation.
Keywords

stainless steel, pipe welding zone, stress corrosion cracking, transition threshold for propagation,
crack depth, local oxidation＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8145

部付近に粒界割れが確認され（11），詳細な調査が進1. 緒言

められている．
オーステナイト系ステンレス鋼（以下，ステンレ

ところで，SCC は図１に示すような過程をたどス鋼）はその優れた耐食性等から原子力発電所の主ると考えられており（12），大別して SCC の発生過程

要な機器構成材として広く採用されているが，ステと進展過程に分かれる．発生過程は SCC が局部的ンレス鋼の重大な劣化形態の一つとして応力腐食割に進展していくため局部的に応力集中部を形成する

れ（Stress Corrosion Cracking, SCC）があり，こ過程と考えられ，十分な応力集中部の形成後に進展れを防止することが重要である．

過程へ移行すると考えられる．したがって，この移1970 年 代， 国 内 外 の 沸 騰 水 型 軽 水 炉（Boiled

行条件は材料（含む冷間加工条件），環境および応

Water Reactor, BWR）において，ステンレス鋼の力などの因子の影響を受けて変化する．例として，

鋭敏化による粒界近傍のクロム欠乏層を原因とする

鋭敏化ステンレス鋼の BWR 環境で予き裂の無いブ（1）‑

SCC が原子炉再循環系配管の溶接部等で発生しラントノッチ試験片を用いて検討された SCC の発（3），この対策として鋭敏化しにくい低炭素ステンレ

生・進展の結果（13）を図２に示す．約 50µm 深さのス鋼への置き換えが進んだ．そして，この頃から初期き裂が発生した後，SCC が一定速度で進展す

BWR 環境条件下における SCC の挙動や発生メカニる挙動が認められ，進展過程への移行が観察された．

ズムに関する研究が盛んに進められるようになっ

このように SCC には発生から定常進展に移行する

た．その後 1990 年代から 2000 年代にかけて，低炭

き裂深さ条件が存在すると考えられ，この移行条件

素ステンレス鋼製のシュラウドや原子炉再循環系配を把握することは保守管理上においても非常に有用（4）管の溶接部近傍で再び SCC が発生した

．これら

である．

は製品加工により生じた表層部の硬化層と溶接で生じる残留応力等が関与していると考えられた．このように，BWR のような溶存酸素環境下では鋭敏化したステンレス鋼や非鋭敏化材であっても冷間加工（Cold Work, 以下 CW）を施したステンレス鋼に SCC が発生することが確認され，BWR 環境条件下における SCC の研究が続けられている．
一 方， 加 圧 水 型 軽 水 炉（Pressurized Water
Reactor, PWR）における SCC の報告事例について

図１

SCC の発生から進展過程（12）は，近年までステンレス鋼ではキャノピーシール
溶接部等の酸素滞留部での発生や製造時の材料への塩化物混入による発生が報告されている（5）だけで，
PWR １次系統水環境で発生した SCC（PWSCC）の報告例はニッケル基合金のみであった．
このため，
PWR １次系のような溶存水素環境下ではステンレ
ス鋼は SCC を生じないと長く考えられてきた．しかし，2000 年前後頃からフランスの PWR プラント
で加圧器ヒータシース部に SCC の発生が確認され，そしてそれらは製品加工時に受けた強い冷間加工による材料の硬化が原因であると報告された（6）．この頃から PWR 環境条件下に対しても SCC の研究が進められるようになり，PWR １次系環境下でも強図２

SCC 発生のための初期き裂測定例（鋭敏化 SUS304，BWR 環境）（13）

い冷間加工を施したような場合ではステンレス鋼がSCC 感受性を有することが明らかになってきた（7）‑以上のことを踏まえ，PWR １次系配管の溶接部（10）．その後，国内でも美浜発電所２号機において周辺環境を想定した条件でステンレス鋼の SCC がステンレス鋼製蒸気発生器管台セーフエンドの溶接発生から進展へ移行する条件（SCC 進展に必要な

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8146

初期き裂深さ）に関する検討を行った．

ルーブ加工は施していない．試験片方位は図４のように圧延方向とき裂進展方向が平行な向きとなるよう T-L 方向とした．また，疲労予き裂は応力比2. 試験方法（R=Kmin/Kmax）を 0.1 にて Kmax が試験開始時の K 値を超えないよう管理しながら導入し，20%CW 材で2.1 試験材

は０〜 1.2mm の 14 種類，10%CW は 0.0 〜 0.7mm ま
試験材には冷間圧延による冷間加工をそれぞれ 20% および 10% 施した（以下，20%CW およびでの８種類のそれぞれ予き裂深さの異なる試験片を作成した．

10%CW と表す）ステンレス鋼（SUS316）を用いた．
試験材料の化学組成および機械特性を表１と表２に示す．
表１

試験に供した SUS316 材の化学組成
（wt%）

C

Si

Mn

0.044

0.38

P

S

Ni

Cr

Mo

1.39

0.025 0.0002 11.22 16.26

2.05

表２

試験材の機械特性

冷間加工度 0.2% 耐力 引張強さ（%）（MPa） （MPa）

温度

室温

290℃

320℃

図４

伸び
（%）

CT 試験片採取方位（T-L 方向）

2.3 試験条件

0

244

560

70.4

10

468

607

54.3

20

647

719

37.3

はじめに，想定する配管種として，美浜２号機で

10

344

486

31.0

割れが確認された主冷却管セーフエンド溶接部およ

20

513

573

18.5

び比較対象として肉厚の薄い小口径配管の溶接部の

0

160

450

45.0

２種を選定した．なお，小口径配管は安全注入系，

10

369

494

28.4

余熱除去系および化学体積制御系等の主冷却管に接

20

555

612

13.1

続しているもののうち 8B クラス以下の配管を想定した．
一般に溶接では材料の肉厚により溶接回数が異な

2.2 試験片加工るので，溶接入熱量が変化し，熱歪み硬化の程度に試験片は図３のように ASTM（American Society

差を生じる．したがって配管溶接では配管の肉厚にfor Testing and Materials， 米 国 材 料 試 験 協 会 ）より溶接部の硬さが異なる．また，
既に我々は，
モッ（14）にて標準化された 12.5mm 厚の 0.5T のクアップステンレス鋼配管を用いた試験にて溶接部

CT 試験片を用いた．これらの試験片にサイドグ

周辺のき裂進展速度が，当該部の硬さと同じ硬さを（E399）

もつ冷間加工材のき裂進展速度にほぼ等しいことを確認している（15）．したがって，溶接熱歪みおよび冷間加工によるき裂進展速度への影響は共に材料の硬さにより整理，評価できると考えられる．そこで，想定する系統配管種の溶接部の硬さから相当する冷間加工度を選定した．
主冷却管セーフエンド溶接部については，美浜２号機の割れの近傍部の硬さの報告（HV（0.01）=250〜 310，HV（0.01）≒ HV（1）
× 450/400）（16）を参考として，HV（1）=220 〜 280 程度の硬さと評価した．
図３

CT 試験片形状

次に，図５に示した INSS で測定したステンレス鋼

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8147の冷間加工度と硬さの相関を用いて，主冷却管セー

力を FEM 解析にて求め，得られた近似線から対 YS

フエンド溶接部は 20%CW に相当すると考えた．

比（YS に対するノッチ先端応力の比（Ʊp/Ʊy））=1〜 1.2 となる荷重を求めた．
320℃での 20%CW ステンレス鋼の CT 試験片における負荷荷重とノッチ先端部応力の解析結果を
図７に示す．この図から YS（=555MPa）相当の荷重条件はおよそ 8kN と概算でき，これを 20%CW，320℃の進展試験の荷重条件として用いた．次に290℃での 10%CW ステンレス鋼の CT 試験片ノッチ
先端部における負荷荷重と応力の解析結果を図８に示す．この図から YS（=344MPa）相当の荷重条件
はおよそ 2.4 kN と概算された．そして，10%CW，290℃の進展試験の荷重条件としては，Ʊp/Ʊy=1.0 となる 2.4 kN，1.1 となる 4kN，1.2 となる 6kN の３荷重条件で試験を行った．

SUS316 の冷間加工度とビッカース硬さ
600から 8B 径配管の硬さが HV（1）=200 〜 220 程度であると評価し，図５の相関から小口径配管溶接部は10%CW に相当すると考えた．そして，これらの系
統で考えられる最高環境温度を考慮し，試験温度としてそれぞれ 320℃，290℃を設定した．

ノッチ先端応力（MPa）

た配管径（配管肉厚）と溶接部表面硬さの相関（17）

1.8

YS

555

一方，小口径配管溶接部については，図６に示し

20%CW 320℃

500

1.6

400

1.4

300

1.2

200

1

100

0.8

0

σp /σy

図５

0.6
0

2

4

6

8

10

負荷荷重（kN）

図６

図７

ノッチ先端応力と荷重の関係（320℃ , 20%CW SUS316）

図８

ノッチ先端応力と荷重の関係（290℃ , 10%CW SUS316）

配管肉厚（配管径）と溶接部表面硬さの関係（17）次に荷重条件を検討した．一般的に溶接時の熱影
響部には引張の残留応力が発生する．そして，その応力は溶接により歪んだ部分の降伏応力（Yield
Strength, YS）相当であると考えられている．そこ

2.4 SCC 進展試験

で，CT 試験片のノッチ先端部に基本的には YS 相
当の応力負荷がかかるよう，有限要素解析（Finite

SCC 進展試験は全て PWR １次系環境を模擬した

Element Method, FEM 解析）を用いて荷重条件を水素添加した水（500ppm B - 2ppm Li - 30cc STP

求めた．具体的には，まず３つの荷重条件（K ＝H2/kg H2O DH）中で実施した．20%CW，320℃で}m）でノッチ先端部に発生する応10，20，30MPa3の試験は 809 〜 872kgf（7.93 〜 8.55kN）の一定荷重

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8148

で 715 〜 1,056 時間実施した．10%CW，290℃での
試 験 は 243 〜 640kgf（2.38 〜 6.28kN ） の「 台 形 波＋一定荷重」条件とし，3,118 〜 7,341 時間（台形波
荷重期間 257.5 〜 290.2 時間を含む）で実施した．台形波条件は，振幅 R=0.7 で 4h 毎，50kg/min の除荷および再負荷速度で定期的除荷とした．

図９ CT 試験片開放後のSCC 破面観察例（SCC 進展あり）（20%CW SUS316, 320℃ , 疲労予き裂 0.04mm, 1,056 時間）

2.5 破面観察①

試 験 終 了 後， 試 験 片 を 破 面 開 放 し， 光 学 顕 微②

鏡 お よ び 走 査 型 電 子 顕 微 鏡（Scanning Electron
Microscopy, SEM）にて破面観察を行った．き裂の形態を確認するとともに，試験片の厚さ方向に等間隔の 10 か所の位置で SCC の深さを測定し，次式（1）により SCC 進展速度を算出した．

①②

平均SCC深さ（mm）（1）
試験時間（s）

SCC進展速度（mm/s）=

3. 試験結果
3.1

20%CW，320℃での SCC 進展

図 10 SCC 破面の SEM 観察例（SCC 進展あり）（20%CW SUS316, 320℃ , 疲労予き裂 0.04mm, 1,056 時間）

20%CW，320℃での SCC 進展試験片の破面観察結果について，進展の確認された例を図９および図10 に，進展の確認されなかった例を図 11 および図12 にそれぞれ示した．また，観察結果から算出した
SCC 進展速度と予き裂深さの相関を図 13 に示した．
予き裂が浅い４例を除き，他の全ての条件で SCCの発生，進展が認められたが，約 0.1mm 以上の予き裂深さで有意な SCC 進展速度の差は認められなか っ た． ま た SCC の 発 生， 進 展 が 認 め ら れ た 全

図 11

CT 試験片開放後の SCC 破面観察例（SCC 進展なし）（20%CW SUS316, 320℃, 疲労予き裂0.02mm, 735時間）ての試験片において破面形態は粒界型 SCC（InterGranular Stress Corrosion Cracking, IGSCC）
であっ

①

②

た．
進展の見られなかった（移行に至らなかった）最大予き裂深さは 0.02mm で，逆に進展が確認された（移行した）最小予き裂深さは 0.03mm であった．

①②

これらの結果から，20%CW，320℃では 0.1mm（１結晶粒）に満たない微小な深さの局部腐食あるいは微細欠陥の形成が SCC 進展条件であることが示唆
された．

図１

結晶粒界を含む APT 分析試料の TEM 像

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8

149

図 16

CT 試験片開放後の SCC 破面観察例（SCC 進展なし）（10%CW SUS316, 290℃, 疲労予き裂0.12mm, 4,223時間）

図 13

①

予き裂深さによる SCC 進展速度
（PWR １次系環境 , 320℃の 20%CW 316
および 290℃の 10%CW 316）②

10%CW，290℃での SCC 進展

3.2

①

②

次に，10%CW，290℃での SCC 進展試験片の破面観察結果について，進展の確認された例を図 14および図 15 に，進展の確認されなかった例を図 16および図 17 にそれぞれ示した．また，観察結果から算出した SCC 進展速度と予き裂深さの相関を図13 に示した．予き裂深さが 0.15mm 以下の試験片では SCC の発生，進展が認められなかったが，予き

図 17 SCC 破面の SEM 観察例（SCC 進展なし）（10%CW SUS316, 290℃, 疲労予き裂0. 12mm, 4,223時間）

裂深さが 0.18mm 以上のものでは SCC の発生，進展が認められ，全て破面形態は粒界型 SCC（IGSCC）であった．また，図 13 のように，定常のき裂進展
速度は 10%CW，290℃条件の方が 20%CW，320℃
環境より遅かった．

4. 考察
4.1 応力集中部の形成
図 14

CT 試験片開放後の SCC 破面観察例（SCC 進展あり）（10%CW SUS316, 290℃, 疲労予き裂0.18mm, 7,341時間）

前 章 で 述 べ た SCC 進 展 に 必 要 な 初 期 き 裂 深 さ（SCC が発生から進展へ遷移する条件）は，応力集中部を生成するための機械的条件でしかないため，
材料欠陥や加工傷等のき裂生成過程には関係なく応
力集中条件を満足すれば SCC 進展が始まることを示していると考えられる．しかし，これまで実機での割れの発生が長時間の運転後に確認されてきたことを考えると，進展条件を満たす応力集中部は運転
時間と共に形成され，その条件を満足するに至ったと考えられる．
このような時間経過による応力集中部形成機構の例として局部腐食や局部酸化等が挙げられるが，それらの一例としてスベリ線の局部酸化が考えら

図１

結晶粒界を含む APT 分析試料の TEM 像れる．例えば，図 18 に示した美浜２号機の割れ発

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8150

生箇所近傍の表面酸化膜の断面観察では，厚さ３も併載した．セーフエンドが設置されてから割れが〜 4µm の均一な酸化層とさらにその下のスベリ線確認されるまでの運転時間が約 92,000 時間であり，

（16）

．

放物線則で考えた成長速度の延長線上とほぼ重なそして，このスベリ線はセーフエンドの設置の際なる．測定のばらつきを考慮し，成長速度を図 19 のどに受けたグラインダー加工等の機械的な力による２本の黒破線で示した範囲内で考えると，上述の実塑性変形によって生じたと考えられている．ステン

機で確認された均一な酸化層が形成される（酸化膜レス鋼がグラインダー加工等による強加工を受けた

厚が約 3µm に成長する）のに要する時間は約５〜

場合，表層に厚さ数 µm の微細粒組織層を形成し，10 年と概算される．したがって，微細粒の下層にさらにその深部にスベリ線を形成することが知られ存在するスベリ線は約５〜 10 年の運転経過後から領域での局部酸化が５〜 10µm 確認されている

（18）
（19）
,

ている

ことから，おそらく図 18 の均一な酸化層も微細粒組織層であると推測される．

局部腐食を開始するものと推定される．
スベリ線の局部酸化はスベリ境界の強度を低下させ，き裂の貫入と同等の働きをするため応力集中部を形成すると考えられる．したがって，スベリ線先端部までの深さは進展試験の予き裂深さに相当すると仮定すると，局部酸化の成長速度から SCC 発生・進展条件（き裂深さ）を満足するまでの時間が概算できると考えられる．すなわち，SCC がスベリ線の局部酸化に起因して発生する場合における SCC発生までのおおよその時間が評価できると考えられ

図 18

美浜２号機
セーフエンド部き裂発生部近傍表面の酸化膜厚（16）図 19 は，INSS にて測定した 320℃，PWR １次系

る．

4.2 SCC 発生・進展条件への移行時間

環境における定荷重試験の試験片表面に生成した内層酸化膜厚について，浸漬時間（試験時間）との関20%CW，320℃の試験結果では，進展の見られ係を示したものである．この定荷重試験は荷重なしなかった（移行に至らなかった）最大予き裂深さはの条件から 1.6YS（Ʊp/Ʊy=1.6）相当までの荷重条件

0.02mm であり，逆に進展が確認された（移行した）で実施し，一部の試験片を除いてグラインダー加工

最小予き裂深さは 0.03mm であった．このことからによる表面加工層を付与した上で試験を行った．し進展移行条件は 0.02 〜 0.03mm 程度であると考えらかしながら，内層酸化膜の成長速度は応力条件や表れ，20%CW の想定部位（主冷却管セーフエンド溶

面加工層の有無による影響が確認されず，同じ放物接部）では数 10µm 程度のき裂生成により，き裂が線則に準じて成長していると考えられる．また，図進展し始める可能性があることが示唆された．一19 には美浜２号機の割れ箇所近傍の内層酸化膜厚方，10%CW，290℃の試験結果では，進展の見られなかった（移行に至らなかった）最大予き裂深さは0.15mm であり，逆に進展の確認された（移行した）
最小予き裂深さは，0.18mm であった．したがって，
進展移行条件は 0.15 〜 0.18mm 程度であると考えら

（16）
（16）

れ，10%CW の想定部位（小口径配管の溶接部）では進展開始に少なくとも 100µm を十分超える深さまでき裂が生長する必要があると考えられる．
図 19 には美浜２号機の割れ近傍部の内層酸化膜

グラインダー加工なし

厚の報告値として，スベリ線の局部酸化の酸化深さ（5 〜 10µm）も併載した．局部酸化は周辺部より優先的に酸化が進行している部分であり，局部酸化の図 19

内層酸化膜の成長速度挙動（16）（320℃，PWR １次系環境）

酸化膜成長速度は加速されると考えられる．
そこで，
上述のように 3µm の均一な酸化層形成後にスベリ

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8線の局部酸化が進行すると考えれば，図 19 中の酸151

下の知見が得られた．

化膜厚が 3µm を超えた時点から 92,000 時間までの期間で局部酸化が 10µm の深さまで成長したと考え

・主冷却配管セーフエンド溶接部の想定条件としてられる（図中赤矢印線）．この矢印線から，20%CW実施した 20%CW，320℃の試験では，進展の見での進展移行に必要な数 10µm の深さまでスベリ線られなかった（移行に至らなかった）最大予きの局部酸化が成長するのに必要な時間は数 10 年程

裂深さは 0.02mm であり，逆に進展が確認された度であると見積もられる．一方，10%CW の条件で（移行した）最小予き裂深さは 0.03mm であった．

ある 100µm 以上に成長するにはさらに１桁程度のまた，約 0.1mm 以上の予き裂深さで有意な SCC

年数（少なくとも 100 年以上）を要すると考えられ進展速度の差は認められなかった．SCC の発生，る．

進展が認められた全ての試験片において破面形態

ただし，これらの評価には局部酸化の成長速度には IGSCC であった．

ついてさらにいくつかの詳細な検討が必要である．
まず，図 19 中の赤矢印線で示した局部酸化の成長・8B 径程度の小口径配管溶接部の想定条件として速度は概念図として示したものである．
したがって，

実施した 10%CW，290℃の試験では，進展の見

直接的な手法もしくはより具体的なデータに基づくられなかった（移行に至らなかった）最大予き裂計算等によって，スベリ線の局部酸化の成長速度を

深さは 0.15mm であり，逆に進展が確認された（移より詳細に検討，評価する必要があると考えられる．

行した）最小予き裂深さは，0.18mm であった．

次に，進展移行条件に必要な局部酸化の深さを三また，20%CW，320℃の試験と同様に SCC の発

次元的に考えた場合，移行条件を満足するまでの時

生，進展が認められた全ての試験片において破面間が延びる可能性があることを考慮する必要がある

形態は IGSCC であった．定常のき裂進展速度はと考えられる．先述の進展移行条件は，疲労予き裂

主冷却配管セーフエンド溶接部環境の結果より遅が試験片の板厚方向に概ね一様に入った状態（予きかった．

裂深さが 12.5mm の幅に広がった面状）で試験した
結果に基づいているが，スベリ線の局部酸化の深さ

・主 冷 却 管 セ ー フ エ ン ド 溶 接 部 を 想 定 し たは断面写真から評価しており奥行き方向の酸化状況

20%CW，320 ℃ 環 境 で は 数 10µm 程 度 の き 裂 生が判断できない．すなわち，スベリ線の局部酸化の成により，き裂が進展し始める可能性があるこ

深さも奥行き方向にある程度一様に
（面状に）
広がっ

とが示唆され，小口径配管の溶接部を想定したた状態で評価する必要があるが，局部酸化が初期段

10%CW，290℃環境では進展開始に少なくとも階では面ではなく柱状（針状）に進行していくこと

100µm を十分超える深さまでき裂が生長する必も考えられる．したがって，実機で報告されたスベ要があると考えられた．

リ線の局部酸化が柱状の酸化部であれば，この局部酸化がさらに面状にまで拡大するための時間が追加

・定常進展に必要な深さのき裂がスベリ線の局部酸されることとなり，セーフエンド溶接部でもプラン化の進行によって生成すると想定した場合，必要ト運転期間中にき裂が進展する可能性が低くなるとな深さまでスベリ線の局部酸化が成長するのに要推測される．

する時間は，主冷却配管セーフエンド溶接部を想また，グラインダー加工の強弱や表面処理により定した 20%CW，320℃環境では数 10 年程度，小材料表面の組織形態に差を生じる．局部酸化の進行

口径配管溶接部を想定した 10%CW，290℃環境はこの組織形態の影響を受けるため，進展移行条件

では少なくとも 100 年以上を要すると見積もられの検討には表面処理の効果も考慮する必要があるとた．ただし，この評価には局部酸化の成長につい考えられる．

て，さらにいくつかの詳細な検討が必要であると考えられる．すなわち，スベリ線の局部酸化に関

5. まとめし，成長速度評価の精度向上，酸化形態の三次元的な確認，表面組織形態の差の考慮等が必要であPWR １次系配管の溶接部を想定した条件で SCC
発生・進展遷移条件に関する検討を行った結果，以ると考えられる．

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8

152

れ発生の抑制に対する考慮（NC-CC-002）」に謝辞

関する技術評価書 ," 平成 18・8.
本研究は PWR 電力５社委託による公益社団法（6） T. Couvant, P. Moulart, L. Legras, P.

人腐食防食学会の「オーステナイトステンレス鋼

Bordes, J. Capelle, Y. Rouillon, T. Balon,の粒界割れ発生メカニズムの究明に関する研究

Proceedings of the International Symposium（Step3）」の一環として実施されたものである．関on Fontevraud VI, French Nuclear Energy

係された方々ならびに本研究の遂行にご協力いただ

Society（2006）p. 67.

いた（株）原子力安全システム研究所 材料グルー（7） K. Arioka, T. Yamada, T. Terachi, R. W.

プの村上公治氏，平尾充司氏，高瀬亮人，川嵜貴仁

Staehle, Corrosion, 62, p. 74（2006）．

氏に感謝し，この場を借りて謝意を表します．

（8） K. Arioka, T. Yamada, T. Terachi, G. Chiba,
Corrosion, 62, p. 568（2006）．
（9） K. Arioka, T. Yamada, T. Terachi, G. Chiba,

文献

Corrosion, 63, p. 1114（2007）．
（1） J. Y. Park, S. Danyluk, R. B. Poeppel and C. F.

（10） K. Arioka, T. Yamada, T. Terachi, T.

Cheng, "Metallurgical Examination of Cracks

Miyamoto, Corrosion, 64, p. 691（2008）．

in the Dresden-2 BWR Emergency Core-（11） 保 安 院 プ レ ス 発 表 資 料 , http://warp.ndl.

Spray System 10-inch Diameter Piping,"go.jp/info:ndljp/pid/286890/www.meti.go.jp/

ANL ACK No. 5661, April（1976）．

press/20080204007/mihama.pdf, " 関西電力

（2） J. C. Danko, R. E. Smith, D. W. Gandy, "Eﬀect（株）美浜発電所 2 号機 A −蒸気発生器 1 次冷

of surface preparation on crack initiation in

却材入口管台溶接部の損傷の原因と対策に係

welded stainless steel piping," Proceedings

る関西電力㈱からの報告及び検討結果についof the Fifth International Symposium onて ," 平成 20・02・04.

Environmental Degradation of Materials in（12） R . W . S t a e h l e , S e c o n d m e e t i n g o n

Nuclear Power Systems - Water Reactor, D.

Quantitative Micro-Nano（QMN）approach

Cubicciotti chair, American Nuclear Society,to predicting SCC,（ Sun Valley, Idaho）

Monterey, CA, 1991, P. 372.

（2011）．

（3） K. S. Ramp, G. M. Gordon, "Fabrication（13） Peter L. Andresen, Second meeting on

and operating history consideration in

Quantitative Micro-Nano（QMN）approachassessing relative SCC susceptibility ofto predicting SCC,（ Sun Valley, Idaho）

BWR components," Proceedings of the Fifth（2011）．

International Symposium on Environmental（14） ASTM E 399-90（Reapproved 1997）, 15‑17.

Degradation of Materials in Nuclear Power（15） 青木政徳 , 寺地巧 , 山田卓陽 , 有岡孝司 , " ス

Systems - Water Reactor, . Cubicciotti chair,

テンレス鋼の溶接熱影響部での応力腐食割れ

American Nuclear Society, Monterey, CA,（SCC）挙動の検討 - 溶接船からの距離による

1991, P. 365.

影響 -," INSS Journal, Vol. 19, p. 118（2012）．

（4） 原子力保安院報告書 , http://www.meti.go.jp/（16） T. Shoji, K. Sakaguchi, Z. Lu, S. Hirano, Y.

report/data/g30310aj.html, " 原子力発電設備

Hasegawa, T. Kobayashi, K. Fujimoto, Y.

の健全性評価について−中間とりまとめ− ,"Nomura, Fontevraud VII（2010）．

平成 15・03・10.
（5） 原子力安全・保安院（17） N. Matsubara, T. Kobayashi, K. Fujimoto, Y.
原子力安全基盤機構報

告 書 , www.meti.go.jp/report/downloadﬁles/g60824a01j.pdf, " 日本機械学会「発電用原子力設備規格

Nomura, N. Chigusa, S. Hirano, Fontevraud
VII（2010）．
（18） 石橋良 , 堀内寿晃 , 加藤隆彦 , 渡辺精一 , 坂口設計・建設規格」（2001 年版及紀史 , 黒川一哉 , 高橋平七郎 , "316L ステンレ

び 2005 年版）事例規格「過圧防護に関する規ス鋼のグラインド加工表面に生じた粒内型

定（NC-CC-001）」及び事例規格「応力腐食割

応力腐食割れの微細構造 ," 日本原子力学会

INSS JOURNAL Vol . 21 2014 NT 8

2006 年春の年会予稿集 , F10（2006）．
（19） 金田潤也 , 玉古博朗 , 波東久光 , 石橋良 , 山
下理道 , 宮川雅彦 , " ステンレス鋼の表面組
織，硬さ，残留応力に及ぼす表面処理法の影
響 ," 第 55 回材料と環境討論会予稿集 , A-203（2008）．

153