第章

7

コンクリートキャスク
実用化研究の将来展開（実用化へのシナリオ）

第７章

コンクリートキャスク実用化研究の将来展開（実用化へのシナリオ） ● 目

次

材料科学研究所

機能・機構発現領域

上席研究員

新井

拓

材料科学研究所

機能・機構発現領域

主任研究員

谷

純一

地球工学研究所

バックエンド研究センター

主任研究員

亘

真澄

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

竹田

浩文

重点課題責任者

研究参事

三枝

利有

バックエンド研究センター

上席研究員

白井

孝治

地球工学研究所
地球工学研究所

７−１

キャニスタ材の大気応力腐食割れ対策・評価 ………………………………………………………………………… 137

７−２

コンクリートキャスク長期健全性実証試験 …………………………………………………………………………… 144

７−３

コンクリートキャスクの耐震試験 ……………………………………………………………………………………… 145

新井拓（98 ページに掲載）（7-1-1 執筆）

亘真澄（60 ページに掲載）（7-1-2 執筆）

三枝 利有（８ページに掲載）

純一（98 ページに掲載）（7-1-1 執筆）

竹田 浩文（60 ページに掲載）（7-1-3 執筆）

白井 孝治（８ページに掲載）（7-2 執筆）136谷（7-3 執筆）７−１

キャニスタ材の大気応力腐食割れ対策・評価
ナトリウムであり溶質の約 80%となっている。塩化ナト

7-1-1

応力腐食割れ発生・破断試験評価

リウムに次いで多いのが塩化マグネシウムであり約 10%の組成比である。塩化ナトリウムは常温から 100 ℃の範ステンレス鋼の大気応力腐食割れ（SCC）は金属表面囲において、温度によらず相対湿度 75%程度で潮解するに付着した海塩粒子が大気中の湿分によって潮解し、表が、塩化マグネシウムの潮解湿度は温度上昇によって若面が濡れることによって発生すると考えられるため、干低下するものの 30 〜 40%の範囲である。つまり、海100 ℃以上であれば SCC は発生しないものと予想される。

塩が濡れる湿度を決定するものは塩化マグネシウムと考貯蔵開始直後のキャニスタ表面温度はいずれの部位でもえてよい。つまり図 7-1-3 において 35%程度を境として、

100 ℃を超えると予想されるが、使用済燃料の冷却に伴キャニスタ表面が濡れる期間と乾いている期間が存在す

いキャニスタ表面温度も低下する。キャニスタ表面温度

ることになり、SCC 発生の可能性が生じるのは表面がは下部の方が低温であるので、貯蔵期間内に SCC の発

濡れている期間のみであると考えられる。

生が懸念されるのは底部に近い部分である。キャニスタ

図 7-1-3 に従えば、キャニスタ表面温度の低下に伴っの胴は板を曲げて加工するため縦方向溶接があり、また、て表面が濡れる時間割合は増加することになる。このた底部においては底板と胴をつなぐ周方向溶接および、周め、低温側で SCC が発生しなくなる温度境界があるか方向と縦方向の溶接が重なる部分もある。このような溶否かを調べる必要がある。以上述べたことをキャニスタ

接残留応力が生じる箇所で SCC が発生する可能性があ80

大気に含まれる湿分、すなわち絶対湿度は昼夜の変化もあるが季節によって大きく変化する。図 7-1-1 は敦賀測候所において 1991 年から 2003 年にかけて観測された
毎時気温および相対湿度より求めた絶対湿度の時間変化である。キャニスタ表面温度の時間変化をたとえば図キャニスタ底部表面温度 / ℃

る。
70
60
50
40
30

7-1-2 のように仮定すると、図 7-1-1 の気象データと合わ
20

せることによって図 7-1-3 に示すようなキャニスタ表面の相対湿度の時間変化が得られる。海水の主成分は塩化

ある時期以降の貯蔵期間

図7-1-2単純化したキャニスタ表面温度の時間変化（詳細な解析データではない）

30

20
15
10
5

0
1991/01/01

1994/01/01

1997/01/01

2000/01/01

2003/01/01

年月日

図7-1-1

敦賀測候所毎時気象データより求めた1991年
から2003年までの絶対湿度の時間変化

キャニスタ底部表面の相対湿度（%）

絶対湿度 / g･m-3

25

60
50
40
30
20
10
0
ある時期以降の貯蔵期間

図7-1-3

キャニスタ表面の相対湿度変化のイメージ

電中研レビュー No.52 ● 137

を行った。図 7-1-5 はキャニスタ候補材の SUS329J4L

塩が乾燥し
SCCは生じないと YUS270 をそれぞれ溶接残留応力相当の荷重で保持し、

温度

SCC発生の可能性がある領域

表面には実環境で想定される以上の 10g/m2 as Cl の海塩を付与し、13,000h 試験した後に撮影した試験片表面の写真である。いずれの試験片においても錆の発生もき

100℃
SCCが発生しない裂の発生も認められないため、100 ℃以上においては
SCC が発生する可能性は極めて低いことが示された。

T3
領域１

領域２

領域３

貯蔵時間

次に領域２においては前述の通り、図 7-1-6 に示されるような表面相対湿度の時間変化が生じる。図中におけ

貯蔵開始る海塩が濡れる積算時間（濡れ時間）を求め、5-3 節の
図7-1-4

キャニスタ表面の温度に基づく
SCC評価の考え方

図 5-3-6 に示したような長時間 SCC 試験による SCC 破断時間と比較し、SCC 破断時間が濡れ時間を上回ることが確認できれば領域２において SCC が発生する可能性の貯蔵期間全体にまとめ直したものが図 7-1-4 である。

は極めて低いものと推定される。なお、試験片の板厚が図において、領域１の 100 ℃以上において SCC が発生

２ mm であるので、試験片破断時間は SCC 発生時間としないこと、領域２で示した時間内に SCC が発生しな

工学的にはほぼ同等であるとみなすことができる。今後、

いこと、領域３で示す SCC が発生しない温度域が存在

濡れ時間の試算と、図 5-3-6 よりも長時間の SCC 試験デー

することがそれぞれ確認できれば貯蔵期間内においてタを取得することによって評価を進める予定である。

SCC によってキャニスタが損傷する可能性は十分に低いことが示される。

最後に SCC が発生しなくなる領域３の上限温度の評
価について述べる。SCC は塩化物による孔食もしくは

まず高温域の領域１において SCC が発生しないこと

海塩粒子および堆積物によるすき間腐食が起点となってを調べるために 100 ℃、大気中において定荷重引張試験

生じるものと考えられる。いずれの現象についても、それらが発生する化学的ポテンシャルのしきい値がある。
金属試験片に塩化物溶液中でバイアス電圧を印加する試
験を行えば、孔食が発生する電位もしくはすき間腐食が発生する電位（すき間腐食再不働態化電位）を求めることができる。一方、キャニスタ表面などの大気中にある
金属表面は表面電位を計測すれば化学的なポテンシャルを知ることができる。つまり、図 7-1-7 に示すように、（a）SUS329J4L 1.2σy

孔食電位、すき間腐食電位および表面電位を、温度をパラメータとして取得し、表面電位が孔食電位またはすき間腐食電位を下回る温度が得られれば、それ以下の温度

キャニスタ
表面空気
相対湿度
海塩の臨界濡れ湿度（腐食・SCCの臨界湿度）t1（b） YUS270 1.5σy

図7-1-5138

100℃大気中で13,000h保持後の試験片表面の様子

t2

t3

貯蔵時間

図7-1-6

領域２において試験片表面が濡れる時間

電位
空気と一緒に流れ、キャスク内部に入る

給気口（ルーバーが付いている）

孔食電位

すき間腐食電位中間貯蔵施設（自然空冷方式）

大気中表面電位
粒径の大きな飛来塩分は沈降速度が大きく

温度T3

図7-1-7 領域３の上限温度T3を決める考え方
海水コンクリート 液滴は蒸発により粒径が減少し、10μm程
度以下の海塩粒子が風で内陸に運ばれる
キャスク

では SCC の起点となる腐食が発生せず、SCC も発生し

図7-1-8ないと言える。現在のところ、5-3 節で図 5-3-1 に示した

海塩粒子の挙動の概念図

ように、孔食電位の温度依存性は取得した。今後、すき間腐食電位および大気中における表面電位を取得し、こ30%程度までは、過飽和溶液滴、または、乾いた塩粒とれらを比較することによって SCC が発生しなくなる上して存在する。岸壁や防波堤などでは、１ mm を超え

限温度を評価する予定となっている。

るような飛沫も発生するが、これらの粒子は沈降速度が大きいため、ほとんどがすぐに地面に落下する。一方、

7-1-2

10 μm 程度以下の粒子は、沈降速度が小さく、風と一

塩分付着解析・試験緒に内陸まで運ばれる。従って、貯蔵施設内に侵入する
キャニスタの SCC 評価のアプローチでは、7-1-1 項に示ことが予想される海塩粒子は、この 10 μm 程度以下のされているように、①どの程度の塩分が付着すると発銹粒子が対象である（図 7-1-8）。

するか、また、SCC のき裂がどの程度の時間で、進展

従来の塩害評価の手法は、大きく以下のように区分さしていくかを評価する方法と②キャニスタ表面にどの程れる。

度の塩分が付着していくかを評価する方法の両方が必要①

対象物に付着した塩分量を実際に測定するとなる。以下に、②についての今後の進め方について、②

気中の塩分量を測定する

記述する。

③

解析により飛来塩分量を予測する①については、例えば、橋梁や碍子、発電所の配管等（1）貯蔵施設の飛来塩分環境で、実際に付着塩分量が測定されている。これらの対象

日本では、使用済燃料の輸送が船で行われることから、物は、一般に、屋外に設置されている場合がほとんどで、

中間貯蔵施設の立地は、海岸近くになることが予想され雨によって付着した塩分が洗い流されることの影響が含る。中間貯蔵施設は、コスト低減を図るため、自然空冷

まれる。また、気中塩分量や気象条件（風速、温度、湿方式の採用が計画されており、海からの風にのって運ば度等）との相関が明確ではなく、塩分付着の履歴（例えれてくる海塩粒子は、貯蔵建屋内に入り込む。海塩粒子

ば、途中で洗浄や塗装が行われたりすること）も長期にの飛来については、これまで、 塩害亘って記録されているケースは観られない。②についてや気象の分野で研究が進められてきた。塩害の対象となってきたのは、は、ガーゼ式（3）や土研式（4）と呼ばれる計測器を使って（1）
主に農業や土木（コンクリート構造物や橋梁など）、の現場計測が数多く実施されている。これらの測定でも、電気設備（碍子など）、鋼構造物の腐食や SCC である。

気象条件との相関が明確でないものが多いが、③の解析

海塩粒子とは、主として、海で風と波との相互作用での検証用データとしては有益である。特に、最近、電中生成された海塩の微粒子で、大きさは乾いた核の径で研が開発したエジェクタ式気中塩分計（図 7-1-9）は、（2）

10 μm 程度以下である 。この粒子は、相対湿度が 75%

捕集効率が高く、今後、いろいろな地点での計測データより高いときは溶液滴の状態で存在するが、75 からの蓄積を図っていくことが望まれる（5）。

電中研レビュー No.52 ● 139

気がそのままキャニスタ表面と接触して熱を取り去る。
従って、流入する空気が海塩粒子を含む場合には、海塩粒子がキャニスタ表面に衝突し、ある確率で付着することになる。従来の研究では、評価対象に対して、その周囲の気中塩分濃度と付着割合の関係が明らかにされていない。付着割合は、付着面近傍での流れに大きく影響を受けるため、熱流動評価と連動させた評価が必要である。
しかし、これまでの塩害評価で対象としてきた構造物が比較的大きな構造物であったことから、局所的な流動と付着塩分の関係を明らかにした事例はほとんど見られない。流れと粒子の付着（あるいは蓄積）の観点からは、
図7-1-9混相流の分野で、液滴や粉体の噴霧流、あるいは、配管

エジェクタ式気中塩分計

や炉内の二相流として、これまで多くの研究が実施されている。従来の研究と、コンクリートキャスク内の流動①、②の欠点を補う意味でも、③は重要である。解析場での相違点として、流れが自然対流であることと、対は、主に拡散方程式を解くもので、最近では、地形や障象物であるキャニスタ表面が高温であることが挙げられ

害物の影響を考慮した３次元解析も行われている。電中る。キャニスタの側面では、表面近傍に流れの境界層が研でも、塩分飛散予測モデルを開発し、上述のエジェク

存在し、この領域内では、高温で流速の速い流れとなっ（5）ている。図 7-1-10 に、4-2 節に示した実験で得られたキ

著者らの研究では、貯蔵建屋給気口外側での気中塩分のャニスタ表面温度と発熱量の関係を示す。SCC 評価で条件を、本解析モデルによる解析で決定する。

は、温度が 100 ℃以下に下がって水分が存在する状態が

タ式気中塩分計の計測結果による検証を進めている。

貯蔵建屋の給気口から進入する気中塩分濃度は、建屋問題となる。図を見てわかるように、貯蔵末期の発熱量

内に入っても、変化は少ないものと予想される。従って、10kW では、キャニスタ底部付近で、100 ℃を下回る部

コンクリートキャスク給気口での気中塩分濃度も、保守位が発生している。キャニスタ底部付近には溶接箇所が性を考慮し、貯蔵建屋給気口外側での条件を使うことが存在するため、この部分が最も SCC の発生が懸念され妥当であろう。

る箇所である。塩分付着の観点からは、貯蔵初期の
100 ℃を超える状態から蓄積が始まるものと予想される（2）コンクリートキャスク内の飛来塩分環境ことから、付着割合のデータは、100 ℃を超える高温領域でも取得する必要がある。

コンクリートキャスクは、収納した使用済燃料の崩壊

コンクリートキャスク内の環境条件として、もう一つ

熱を自然空冷で除去する方式で、給気口から流入する空排気温度・湿度
98℃、5％RH
6000
5000
高さ（mm）

一次蓋・二次蓋溶接

キャニスタ蓋上面

4000
3000

貯蔵開始時（22.6kW）
貯蔵20年後（16kW）
貯蔵40年後（10kW）

2000
1000
キャニスタ底面

胴部−底部
溶接

0
０

給気温度・湿度
33℃、80％RH

50

100
温度（℃）

150

200

キャニスタ表面温度（試験結果：RC製キャスク）

0.8〜1m/s

図7-1-10140

RC製キャスクの冷却空気およびキャニスタ表面温度条件

湿度条件が挙げられる。4-2 節で述べられている通り、られているコンクリートキャスクの熱流動解析に、海塩実験結果から給排気口の空気温度差は、RC 製キャスク

粒子の壁面への衝突・付着を組み合わせたモデルとする。

の場合、65 ℃となっている。この条件で、入口空気の海塩粒子の付着割合は、上記の試験で得られた条件を与湿度を 80%RH とすると、出口では５%RH となる。このえ、試験結果を使って検証を行いつつ、解析手法を構築

数字から明らかなように、流路内は非常に乾燥した状態

していく予定である。

である。

7-1-3

塩分流入対策技術の開発（3）付着塩分量測定試験・解析
キャニスタ表面への塩分付着量を予測する手法を構築

コンクリートキャスクでは、自然空冷により、冷却空するため、試験および解析を実施する。試験装置の概念

気をキャスク内部に取り込み、除熱が行われるシステム

図を図 7-1-11 に示す。

が採用されている。コンクリートキャスクが収納される装置は、簡易風洞、ブロア、温湿度調節器、試験片加中間貯蔵施設においても、自然空冷で、給気口より冷却

熱ヒータ、塩水噴霧器等から構成される。試験では、風空気が取り込まれることになるが、施設が海岸近辺に立洞を流れる空気に塩水を噴霧することにより、空気中に地された場合、冷却空気に海塩粒子が含まれている可能

一定量の海塩粒子を含ませ、風洞の下流に設置した試験性があり、その塩分がコンクリートキャニスタ内のキャ片上に付着する塩分量を測定する。試験パラメータは、

ニスタ表面に付着した際、SCC を発生させることが懸以下の通りである。

念される。
SCC の発生を防止するためには、キャニスタ表面に・試験片(材質、表面粗さ)
・雰囲気温度

付着する塩分濃度が SCC の発生に対する限界の表面付・風洞設置角度（水平・垂直）

着塩分濃度を超えないようにする必要がある。これに対・吹き付け流速・角度

して、当所では、図 7-1-12 に示すように、電中研で開・試験片温度発したコードにより、海岸から施設までの飛来塩分の粒・試験時間

径および個数密度の評価を行っている。また、7-1-2 章

・塩分濃度

で述べた様に、キャニスタ表面である加熱面にどれぐら

本試験は、現在、実施中である。さらに、次のステッいの塩分が付着するかを実験および解析から定量的に評プとして、実物大コンクリートキャスクあるいはセクタ

価することを計画・実施している。

モデルを使用して、給気口から海塩粒子を含んだ空気を

ここでは、中間貯蔵施設内への塩分流入を低減する対流入させ、キャニスタ表面に付着する塩分量を測定する策を考案し、その効果を定量的に評価することを目的と試験も計画中である。

している。

一方、並行して、塩分付着量を評価するための解析を実施し、予測手法の構築を行う。解析は、4-4 節で述べ海岸から内陸へ飛来する塩分粒子（電中研コードの解析結果例）（風速10m/s、湿度80％、測定高度4m）

塩水タンク

コンプレッサー

中間貯蔵施設

塩分除去装置

Size1
Size7

直径（μm）個数密度（1/m3）at 10m 個数密度（1/m3）at 1km
3.80×105
2.05×105
4.06
3.29×103
1.43×10340.6

自然空冷方式
塩水噴霧
風洞

ヒータ

試験片

コンクリートキャスク

空調室

整流板/フィルタ 断熱材 整流板（脱着可）

図7-1-11

電中研解析コードブロア 流量計

塩分付着試験装置の概念図

温度・湿度
調整器

図7-1-12

中間貯蔵施設への飛来塩分量

電中研レビュー No.52 ● 141

テナンスの必要性が発生する。

方式0

方式1

方式2

方式3

開サイクル
自然空冷方式

開サイクル
自然空冷方式

開サイクル
強制空冷方式

閉サイクル
自然空冷方式

図中、左から右の方式になるほど、塩分低減効果は、高まるものの設備コストの増大が考えられる。
本研究では、コストおよび安全性の面から、①開サイ

ヒートパイプクル方式、②自然空冷を検討の前提条件として、上記のフィルタ

方式０〜方式３の中から方式２を対象に検討をすすめる
こととする。よって、この方式で求められる条件として
ファン

低減対策

は、①圧力損失が少ない、②低コスト（ランニングコス

小

低減効率

大

トも含む）、③設備が小規模、④設備構造が単純、⑤メ

少

付加設備

多

ンテナンスの容易性が技術的な課題として挙げられる。

図7-1-13

中間貯蔵施設としての塩分流入対策（2）既往技術（1）中間貯蔵施設としての塩分流入対策方式

一般施設への粉塵除去には、これまでにいろいろな方

中間貯蔵施設が海岸近辺に立地された場合、施設内へ式が使用されている。表 7-1-1 は、これらをまとめたもの塩分流入の低減対策としては、図 7-1-13 のような方のである。工場・エンジン等の排出ガスから粉塵・有害式が考えられる。方式０は、従来の方式であり、特に対物質を除去、クリーンルーム等にとり入れる空気から粉策を施さないものである。方式１は、施設の給気口に塩塵（海塩粒子を含む）・有害物質を除去するためのもの

分流入を低減させる対策をほどこすが、冷却空気は、従であり、ほとんどのものが強制循環方式で、自然循環方

来通り、自然冷却方式を採用するものである。方式２は、
表7-1-1

給気口にフィルタを設置するものであり、この場合は、フィルタ部の圧力損失が大きくなるため、施設内に冷却

粉塵除去の主な方式
圧力損失（mmAq）

分離限界粒径（μm）

フィルタ

150〜250（バグフィルタ） 0.1〜0.3
20〜100（充填層式）
0.03〜10なる可能性が大きい。なお、ファンを使用する場合は、

慣性集塵

50〜300

10〜30

ファンの停止時における安全性の確保も問題となる。方

遠心力集塵

100〜300（サイクロン）

3〜10
50

乾式

空気を取り入れるには、ファンを使った強制冷却方式に

式３では、ヒートパイプを用いた閉サイクル型の自然冷却方式であり、施設内への塩分の流入は、ほとんどない

重力集塵

20

乾式/湿式

電気集塵

20〜50

0.2〜0.4

湿式

スクラバー

100〜300

0.7〜3
出典：化学工学便覧

が、設備が大掛かりとなるとともにヒートパイプのメン

表7-1-2

海塩粒子除去の例

海塩粒子フィルタの例（）内は、最終圧力損失

形状（縦×横×捕集効率 定格流量 圧力損失
ろ材
厚さ）
（mm）
（％） （m3/min） （Pa）
1 日本ケンブリッジ 610×610×292 グラスファイバ
90
56
98（343）フィルタ
6078（245）
2 アクシクリーンエア 610×610×30 エレクトレット
20
90
52（200）
ソリューション
複合不織布
108（324）
3 ミドリ安全610×610×290 グラスペーパー
95
56
56
610×610×150
4 ニッタ
98
95（300）
メーカー名

GAS FLOW
スタック

スクラバーの例
メーカー名

形状（縦×横×
厚さ）
（mm）

洗浄塔本体
デミスター

捕集効 定格流量 圧力損失率（%）（m3/min）（Pa）

1 協和化工 2730×1310×3600 80〜90

51〜80

300

点検口

循環配管

シャワー部
スタピライザー
循環ポンプ
オーバー
フロー

GAS FLOW
ドレン

142

式のものは、あまり例がない。
特に、海塩粒子の除去例については、表 7-1-2 に示すを計測・評価することにより、最適な塩分低減装置を提案することとしている。

ような、フィルタを使うものやスクラバー方式が採用されているが、いずれも圧力損失が大きいものしか採用された例がない。
ウォータースプレー（3）塩分流入対策案

給気口

本研究では、前述したように、低コストで圧力損失の

低圧損フィルタ

小さい塩分流入低減装置の開発を目指している。しかし、従来技術では、これを満たすものが無いために、新たなポンプ

流入塩分低減対策方法を提案し、定量的な評価を行うことを目標としている。
図 7-1-14 は、貯蔵施設の給気口に設置する流入塩分

循環水槽

貯蔵エリア

図7-1-14

貯蔵エリア

塩分流入対策案

低減装置案の一例である。
一つの方法としては、給気口から流入する塩分を含ん水

だ空気に水を噴霧して、塩分を低減する方法である。また、他の案としては、低圧力損失のフィルタの開発である。
なお、試験では、図 7-1-15 に示す様な一定濃度の塩

空気分を含んだ空気を発生させることができるダクト内に上で述べたような流入塩分低減装置を組み込み、ダクト形状(長さ、流路高さ等)、水の噴霧方式および噴霧量、流入空気流速、流入空気に含まれる塩分濃度をパラメータとして、ダクト通過前後での塩分低減量および圧力損失７−２

図7-1-15

試験例

コンクリートキャスク長期健全性
実証試験

わが国では、中間貯蔵期間は 40 〜 60 年とされており、コンクリートキャスクの長期健全性が問題となる。コン究により、本コンクリートキャスクの経年劣化を調査・試験している。

クリートは原子力施設の遮蔽材として、古くから使用されており、コンクリートの経年劣化に関する研究は1940 年代から行われており、最近５年間でこの種の研（1）文献調査（1）
コンクリートの照射劣化には二つのメカニズムがある。

究が増加している。米国アイダホ国立研究所には 1990

第一は照射による材料の物性変化であり、材料の結合を年以来、約 15 年間、使用済燃料貯蔵を続けているコン

壊すものや材料の脆化をもたらすものである。第二のメ

クリートキャスク（VSC-17）がある。VSC-17 型コンク

カニズムは、照射による局所的な温度上昇である。照射リートキャスクは、ロッドコンクリートソリデーション

量が 50 年間で、1010n/cm2 以下の中性子や 1010Rad 以下された PWR 型使用済燃料集合体 17X2 体分の使用済燃のガンマ線によるコンクリートへの影響は無視できそう

料を貯蔵している。当所は、アイダホ国立研との共同研である。このことは、ASME や ANSI の出版物により支

電中研レビュー No.52 ● 143

持されている。100 年以上の照射効果は研究されていな規模な表面ひび割れがまばらに観察された以外に目立っい。より、高い照射量の影響は不明確で異なる結果が報た劣化は無いことが、この考えを支持している。

10

2

告されている。ある種のコンクリートは 10 n/cm 以上の中性子照射により、圧縮強度や引張強度が低減させる（3）温度測定、シュミッドハンマー試験、超音波試験（2）可能性がある。その影響は、中性子のエネルギースペク

キャスク全体の温度測定の結果、大きな変化は無い。

20

2

トルやコンクリートの成分に依存する。10 n/cm の中10

このため、熱伝達は比較的均一で、高温度が排気口で測性子や 10 Rad 程度の高照射によるコンクリートの圧縮定される。遮へい部材の変化による温度の不連続点も無強度や引張強度の低減及び容積の大幅な増加が報告されかった。シュミッドハンマー試験データのバラツキは少ている。これは、骨材の膨張とセメントペーストの収縮ない。一部の排気口の下部に遮へいのホットスポットがによる。これらの結果が、加熱と水分喪失または直接的観察されているが、これまでの超音波試験の結果では、な照射効果によるものか否かは不明である。コンクリー

製造時の不具合によるものと考えられている。この部分

トを高温度に長期間さらした場合、圧縮強度の低減、弾にコンクリートが十分に充填されなかった可能性が高い。

性係数・クリープ抵抗・伝導度・拡散係数の変化をもたらす。劣化の閾値は 95 ℃であり、その影響は、温度と時間の増加とともに増加する。急激な温度上昇や熱的サ
イクルはコンクリートの重大な劣化をもたらす。

（2）VSC-17 型コンクリートキャスクの目視検査（1）
除熱のための空気の流路となる部分及びキャニスタの支持構造物に、顕著な経年劣化は観察されなかった。本
キャスクの除熱空気流路部分の中性子フラックスは103mR/hr であった。この線量値及び真夏に測定された
空気流路部分の温度の組み合わせを考慮しても、コンク

図7-2-1

リートの放射線分解または熱的乾燥は考えられない。小

７−３

7-3-1

コンクリートキャスクの非破壊検査の様子

コンクリートキャスクの耐震試験
目的

長期の貯蔵期間中に地震を経験することが予想される

貯蔵容器−キャニスタ衝突

バスケット−燃料衝突

貯蔵容器は、バスケット、燃料等の間に複数のガタを有する系であり、また今後建屋に固縛しない自立設計の貯蔵容器も想定されている（図 7-3-1 参照）。

貯蔵容器ー床面浮上りとすべり

一方、これまでの強震時における貯蔵容器の応答に関する評価事例については、相似則を適用したスケールモ
デルによる振動試験や、燃料・バスケットのガタを考慮

地震入力

しない貯蔵容器単体モデルによる解析が実施されおり、燃料の挙動まで評価した事例は少ない。

144

図7-3-1

地震時における貯蔵容器のガタ系の挙動

H16年度
17×17型PWR燃料の設計・製作（１体）
９×９型BWR燃料の設計・製作（１体）
注：バネ力緩和により引抜力1）を低下させる

振動特性試験
・荷重と変位の関係
・振動モード

簡易形状試験体（PWR型のみ）の設計［施設鳥瞰図］

最大搭載質量1,200ｔ

搭載面積20ｍ×15ｍ

駆動方式

アキュムレータ蓄圧／
電気油圧制御加振方向

水平垂直同時３軸

最大速度

水平 200cm/s
垂直70cm/s

最大加速度

水平900cm/s2
垂直 1500cm/s2

最大変位

水平 ±100cm
垂直±50cm

図7-3-2

コンクリートキャスクの製作
・鋼製部

兵庫県三木市所在地

・固有振動数・減衰比・コンクリート部

H17年度

簡易形状試験体の製作（20体）
・重量
・グリッド位置・剛性・固有振動数（１次モード）
キャニスタ・バスケットの製作
鉄筋コンクリート製床モデルの製作
３軸大型振動台による耐震試験
・ガタ系（有無）・入力波形

E-ディフェンスの主な仕様

H18年度

本試験では、実規模大の使用済燃料貯蔵容器を用いて、総合評価

大型三軸振動台によるバスケットや燃料のガタ系における相互作用を考慮した振動試験を実施し、燃料集合体の

図7-3-3

耐震試験の実施フロー

ガタ振動時の特性や複数の燃料集合体の応答位相差による群効果を明らかにする。
①

耐震用試験体の製作

平成 18 年度までの３カ年）を示す。E-ディフェンスを使用した振動試験は、平成 17 年度に実施する。

耐震試験で使用する実規模大貯蔵容器（コンクリート
キャスク）、振動試験用模擬燃料集合体（PWR, BWR）、

7-3-3

耐震用試験体貯蔵施設床モデル等の設計・製作を実施する。
②

三軸大型振動台による振動試験

振動試験は、文部科学省管轄の防災科学技術研究所の大型三軸振動台（実大三次元振動破壊実験施設「通称：

本試験では、第４章で検証を行ったコンクリートキャ
スクの仕様を参考にして、実規模大の使用済燃料貯蔵容器や模擬燃料集合体を製作する。

E-ディフェンス」：図 7-3-2 参照）を用いて実施する。
③

実規模大貯蔵容器地震時応答評価（1）耐震試験用 PWR 模擬燃料集合体

振動試験結果に基づき、地震時における貯蔵容器や内ペレット以外は実機相当の構成品を用いた 17 × 17 型部収納物（燃料集合体やバスケット等）の挙動を把握し、実尺模擬燃料集合体モデル１体（図 7-3-4 参照）と等価

複数の燃料集合体の応答位相差による群振動の影響や燃模擬燃料体 20 体（図 7-3-5 参照）を製作する。

料集合体のガタ振動時の特性を明らかにする。

実尺模擬燃料集合体モデルのペレットは、二酸化ウランの代わりに重量と形状を模擬した鉛−アンチモンペ

7-3-2 試験行程

レットを使用する。さらに、グリッドセルのリサイズを行い、グリッドバネ力を使用済燃料相当（目標緩和率

図 7-3-3 に、耐震試験の実施フロー（平成 16 年度〜

15 〜 20%）に低減する（1）。

電中研レビュー No.52 ● 145スケルトン準備

模擬燃料棒
264本

グリッドセルサイズのリサイズ
保持バネ力を15％に低減

加速度計入模擬
燃料棒の組立加速度計（三軸×5G、50G）
模擬ペレット
燃料上部端栓

図7-3-4PWR実尺モデルの製作

213

上部ノズル

①

寸法：貯蔵容器部：外径 3.9/内径 1.8 ×高さ 5.3m
底部：外径 3.9 ×高さ 0.5m

グリッド

②

鉄筋種類/サイズ： SD345/D25③

鉄筋位置：内外周筋、内外縦筋④

コンクリートかぶり： 60mm⑤

コンクリート種類：低熱セメント⑥

コンクリート設計基準強度： 24Mpa

タイロッド

4058

ダミーウエイト

底面の摩擦係数の影響を評価するため、底部の円板ス
ラブは着脱式とし、接触面は２材料（鋼材とコンクリー
ト）とした。また、給排気口等の詳細は省略した。
下部ノズル

キャニスタ衝突時の衝撃力や滑り量を測定するため、貯蔵容器内面の鋼製ライナー部の側板や底板間に渦電流変位計やロードセルを設置した。

（3）キャニスタ
キャニスタの寸法は、外径 1638mm、高さ 4453mm（キャニスタ吊具を除く）であり、重量は単体重量約 13
水平状態

トン、
（PWR 燃料集合体 21 体装荷時 約 27 トン）である。
主要部品の材質は、本体はステンレス鋼、バスケットは

図7-3-5

等価模擬燃料体の基本構造

アルミ、蓋は炭素鋼であり、蓋部構造は簡略化し、ボルト止め構造とした。

等価模擬燃料体については、上下部ノズルを固定条件

バスケットは、押出成形で製作した中空状のアルミ板とした際の一次固有振動数と等価とするように剛性や質を格子状に組み上げた構造とし、バスケット格子内に渦量分布を決定する。すなわち、グリッドスパン毎の重量

電流変位計・ひずみゲージを埋め込み、燃料集合体の挙をグリッド位置に集中質量として燃料中心軸に配置し、動を計測する。

全体の曲げ剛性は、外周部コーナーに配置した中空鋼管

図 7-3-6 に、キャニスタの仕上がり状況を示す。

のタイロッドで保持し、直径や肉厚で固有振動数を調整した。なお、横方向の剛性は無視した。

（4）貯蔵施設床モデル
耐震試験に使用する貯蔵施設の床を模擬した鉄筋コン（2）コンクリート製貯蔵容器
貯蔵容器の主な仕様は、下記のとおりである。

146

クリート床版の主な仕様は、下記のとおりである。
①

寸法：８×８× 0.8m

②

鉄筋種類/サイズ： SD345/D22③

鉄筋位置：上・下面④

長辺・短辺方向：ピッチ 200mm⑤

コンクリートかぶり： 100mm⑥

セメント種類：低熱セメント⑦

設計基準強度： 24Mpa

7-3-4

試験計画

（1）試験項目
図7-3-6

キャニスタの仕上がり状況

表 7-3-1 に、耐震試験の実施項目を示す。

表7-3-1
Ｉ

耐震試験の実施項目

燃料集合体振動特性試験
・無負荷状態の振動台の特性把握
・燃料集合体単体の振動特性の把握

II

安全評価で使用する解析ツールへの入力データの根拠

摩擦特性試験
・容器底部の摩擦特性評価

III

キャニスタ耐震試験

金属キャスクに動的地震力が作用した場合の収納物の健全性

・キャニスタの転倒挙動評価
・燃料とバスケットのガタ衝突による相互作用に係わる応答特性評価評価
・固縛要否の判定基準の設定
・燃料健全性の評価基準

IV CFS製キャニスタ耐震試験
RC製キャニスタ耐震試験

コンクリートキャスクに動的地震力が作用した場合の収納物の健全性評価・350ton載荷状態の振動台の特性評価
・底面の摩擦特性の影響評価
・固縛/非固縛状態のキャスクの応答評価

・固縛状態の貯蔵容器の挙動評価
・複数のガタ系の影響が燃料健全性に及ぼす影響

複層のガタ系の影響が貯蔵容器全体の浮上り挙動や燃料健全性に及ぼす影響評価

・底板の材質（摩擦係数）が転倒挙動に及ぼす影響

コンクリートキャスク○ コンクリートキャスク試験体の概要
・貯蔵容器本体：外径４m×高さ６m×重量180トン
・床モデル：一辺８m×高さ0.8m×重量120トン

冷却空気
出口
使用済燃料
コンクリート

転倒防止安全架台

キャニスタ

バスケット

傾斜角・角速度計
3,940mm

キャニスタ
ケーブル
貫通孔

貯蔵容器
蓋部
5,787mm

ロードセル
鋼製ライナー

冷却空気
入口［コンクリートキャスク概念図］

過電流変位計

貯蔵容器
胴部

主な計測項目Z
貯蔵施設床モデル

X

Y
8,000mm
入力加振

800mm

Ｖ

加速度 A（x、y、z）
変位 D（x、y）
角度・角速度ω、θ（x、y）
ひずみε（θ、z）
衝突荷重 I.L..（x、y、z）

電中研レビュー No.52 ● 147

表7-3-2

試験条件

ガタ（×：無、◯：有）

入

燃料−
バスケット

キャニスタ−
貯蔵容器
（又は床）

貯蔵容
器−床

ケース

確認事項

Ｉ

燃料集合体振動
特性試験

◯

…

…

II

摩擦特性試験

…

…

III

キャニスタ耐震試験（浮上限界・転倒限界）◯

コンクリートキャスク
耐震性評価（浮上限界・固縛力）

◯

IV
V

燃料
体数

力

波

方向

レベル
（倍）

1＊

ランダム波
正弦波
人工波
観測波

Y
Y、Z
X、Y、Z

1/2、2/3、1
1.4（裕度確認）

◯

…

正弦波

Y

加速度一定

◯

…

21

ランダム波
正弦波

Y
Y、Z

1/2、2/3、1

◯

◯

人工波
観測波

X、Y、
Z

1/2、2/3、1
1.2（裕度確認）

主な試験の実施項目は、下記のとおりである。

（El Centro, JMA 神戸）、人工地震波とした。人工地震

Ｉ 燃料集合体振動特性試験

波は、「震源を事前に特定できない地震の考え方と地震

II 摩擦特性試験動の策定について」（原安委：原子力発電耐震設計専門

III キャニスタ耐震試験／転倒試験部会

地震・地震動 WG）に基づき作成した。

IV コンクリート充填鋼板製キャスク耐震試験
V 鉄筋コンクリート製キャスク耐震試験（2）測定項目
ガタ衝突時にキャスク各部に生じる加速度や、加震時

7-3-5

今後の予定

図 7-3-7 に、試験の実施状況を示す。平成 17 年 10 月
上旬に試験を終了する予定である。

における貯蔵容器やキャニスタのロッキング角速度や角度をジャイロセンサにより計測する。また、貯蔵容器内
でのキャニスタのガタ衝突による衝撃力やすべり変位を測定するため、支持レールと支持板に、ロードセルや軸力ボルト、ならびに渦電流変位計を設置した。また、バ
スケットセル内にも渦電流変位計を設置し、バスケット
セルと燃料集合体との相対距離を測定した。試験データの収録サンプリング周波数は 2kHz である。

（3）試験条件
表 7-3-2 に、試験条件を示す。加振波については、ランダム波（0.2 〜 30Hz、40 秒）、正弦波掃引（3.2Hz/min
で 10Hz から 0.4Hz までのスイープダウン）、観測地震波148

図7-3-7

試験の実施状況