第章

12

金属燃料炉心の特性

第12章

金属燃料炉心の特性 ● 目次

原子力システム部

上席研究員

横尾

健

原燃サイクル部

主任研究員

尾形

孝成

12−１

燃焼特性

……………………………………………………………………………………………………………………93

12−２

炉心の反応度特性

12−３

被覆管最高温度と炉心出口温度12−４

燃料温度の変化と燃料要素の寿命支配因子……………………………………………………………………………97

12−５

金属燃料FBRサイクル導入時のマスバランス…………………………………………………………………………98

横尾
健
尾形 孝成

92

…………………………………………………………………………………………………………94…………………………………………………………………………………………96

86ページに掲載
86ページに掲載

12−１

燃

焼

特

性

良好な熱伝導を活用するための炉心設計方針のひとつ

質 炉 心 ＊２で こ の 制 限 を 満 た す こ と が で き 、 か つは、出力密度を高くして炉心のコンパクト化および高燃100GWd/tの高燃焼度を達成できることがわかる。一方、焼度化を図ることである。そのためには、燃料要素の径

小型炉では、炉心からの中性子の漏れが多いため大型炉を細くし、かつ炉心の高さまたは燃料集合体の数を抑えに比べて炉心の転換率 ＊３が低くなり、燃焼反応度が大て線出力を高くする。電気出力1000MW相当の大型炉かきくなる。そのため、上記と同様な燃焼反応度の制限をら150MWeの小型炉までについて、最大線出力を満たすためには、より太径の燃料要素を用いる必要があ

500W/cmとした場合の燃焼度と燃焼反応度の評価結果

り、それにともなって達成できる燃焼度は低くなる。たを図12-1-1⑴に示した。

だし、金属燃料炉心では、核分裂性物質の密度が高いた＊１は約10＄以め、同程度の出力規模の酸化物燃料炉心と比べると転換下とされるが、図12-1-1から、中〜大型炉では２領域均率が高い。そのために、この小型炉において燃焼反応度

一般に制御棒で制御可能な燃焼反応度が不利となる度合いは、金属燃料炉心では比較的小さい。
このために炉心の平均出力密度（W/cc）は出力規模によ

20らず同程度とできる。表12-1-1には、電気出力1000MW
および300MW相当の炉心の特性の例を示す。ここで、（〜100GWd/t）Vf＝
36
％
、細
径ピ
（〜100GWd/t）
ン

燃焼度に対して高速中性子フルエンス ＊４が高めである（〜110GWd/t）（〜80GWd/t）
Vf
＝
43
％
、標
準
的
ピ
ン
（〜55GWd/t）

10（〜120GWd/t）

0

150

500

600
出力規模（MWe)⇒燃焼反応度低減（〜86GWd/t）

金属燃料炉心の仕様と平衡サイクル特性の例
目

1000

小型炉心（300MWe） 大型炉心（1000MWe）
1.0

1.5

1.0

炉心配置（バッチ数）

均質⑶ 径非均質⑶ 均質⑶Pu富化度（w/o､ 内側/外側）

1.0
均質⑶

15.7/21.3 12.4/17.4

17.0/23.6

25.7

燃料要素外径（mm）

7.4

7.4

7.1

7.9

集合体ピッチ（cm）

15.8

16.0

15.6

16.7

炉心外接円径×高さ（cm）

２領域均質炉心（１年サイクル3バッチ）
径非均質炉心（1.5年3バッチ、ブランケットシャフリング）

図12-1-1

表12-1-1
項（〜52GWd/t）

0 （〜87GWd/t）（〜90GWd/t）

が、これは、金属燃料中には、中性子を減速する効果の運転サイクル期間（年）

系

、太
％
45
Vf＝

燃焼反応度（＄）⇒コンパクト化

180×100 217×120 303×100 325×100
492

最大線出力（W/cm）

476

329

502

燃焼反応度（＄）

10.2

〜0.1

9.8

2.1

制御棒必要反応度（＄）

〜14

〜3

〜14

〜5

取出平均燃焼度（GWd/t）

95

105

116

85

高速フルエンス（×1023 n/cm2）

4.02

3.28

4.94

3.91

各出力規模の金属燃料炉心の燃焼反応度と燃焼度（Vfは燃料体積比を表す。括弧内は取り出し平均燃焼度。）＊１
反応度：炉心の臨界状態からのずれを表わす無次元量。単位としてドル（＄）が用いられることがある。1＄の100分の１が１セン
ト（￠）。反応度が正であるとき炉心の出力は上昇し、逆に負のときは出力が下がる。炉心の燃焼が進むと、核分裂性物質の量が減るために反応度が低下するが、この低下量を燃焼反応度と呼ぶ。
炉心に挿入される制御棒には、反応度を低下させる働きがある。
原子炉の運転中には、制御棒を少しずつ炉心から引き抜くことによって、燃焼反応度を補い、反応度を維持（臨界状態を維持）する。
また、燃料や冷却材の温度など、炉心の状態が変化することによっても反応度が変化する。ある炉心の変化が炉心の出力を上昇させる方向に働く場合、正の反応度が加わる、と言う。出力が下がる方向の場合には、負の反応度が加わる、と言う。

＊２

均質炉心：高速炉においては、ブランケット燃料を炉心外周部にのみ配置した炉心を均質炉心と呼ぶ。これに対し、炉心内部にまでブランケット部を混在させたものを非均質炉心と呼ぶ。炉心内部に配置したブランケットを内部ブランケットと呼ぶ。均質炉
心の場合、ブランケットを除く炉心部分を、内側と外側の２領域に分け（各々を外側炉心、内側炉心と呼ぶ）、内側炉心の燃料のPu
濃度を外側炉心より下げて、炉内の出力分布をできるだけ平坦化
することがある。このような炉心は２領域均質炉心と呼ぶ。
＊３
転換率：高速炉では、ウラン238などの親物質が中性子を吸収することによって、プルトニウム239などの核分裂性物質が新たに生じる。燃焼した核分裂性物質に対する、新たに生まれた核分裂性物質の割合を転換率と呼ぶ。増殖炉では、ブランケットも含めた炉心全体で転換率が１を越える。その場合には増殖率と呼ぶ。
＊４
中性子フルエンス：単位面積あたりの中性子照射量。特にエネルギーの高い中性子によるものを高速中性子フルエンスと呼ぶ。

電中研レビュー No.37● 93

高い酸素等の軽い原子核が含まれないため、炉内の中性反応度を適切な範囲に抑えるためにはかなりの太径化が子の平均エネルギーが高くなるためである。

必要であり、均質炉心では十分な燃焼度が得られなくな

一方、高い転換性能をより積極的に活用する炉心設計

る。その場合には、径方向に非均質な炉心 ＊２ にして、方針として、燃焼反応度の大幅な低減によって安全性の燃料交換の際に内部ブランケット ＊２同士で配置変えを向上を図ることが挙げられる。制御棒に必要な反応度の行うなど、出力の時間変化を抑え、かつ炉心内の出力分

大部分は、燃焼による反応度低下量の補償分で占められ布が平坦となるように一層の工夫を行うことにより、目る＊１。したがって、この反応度を1＄＊１以下と非常に小標の達成が可能となる。前出の表12-1-1には、このようさくしておけば、制御棒が誤って引き抜かれた場合に挿な炉心の特性例として、1000MWe均質炉心と300MWe

入される反応度が小さくなって、事故の重大性が緩和さ

非均質炉心の値も示している。

れることになる。しかし、一般に燃焼反応度の低減を目

なお、金属燃料炉心の設計では、通常の炉心設計上の不指した炉心では、経済性の重要な指標である燃焼度を高確かさに加えて、照射中の燃料スラグの変形、再処理工程

く設定することが容易ではなく、これらの両立をはかる

において核分裂生成物が除去される割合、および燃料スラことが炉心設計の課題となる。前出の図12-1-1には、こグ製造の際の製品のばらつき等も炉心の反応度に影響を与の点に関する評価の結果も合わせて示してある。図12-1-えると考えられ、その影響を補うための反応度も制御棒に1から、大型炉では、燃料ピンの外径を太くして炉心の必要である。当研究所の評価によれば、このような種々の中の燃料の体積割合を増加させることによって、燃焼反影響を考慮しても、炉心の規模によらず、制御棒が誤って応度を1＄以下に抑え、かつ燃焼度を90GWd/t程度にま引き抜かれた場合に挿入される上述の反応度を小さく抑え、で高められることがわかる。この場合、炉心部の転換率

事故の重大性を緩和することが可能である⑵。

は1.0に近い値となる。一方、小型炉においては、燃焼

12−２

炉心の反応度特性

前出の表12-1-1に燃焼特性を示した300MWeおよび属燃料では燃料スラグの熱伝導率が高く、しかもボンド

1000MWe炉心における主な反応度特性を、1000MWe酸

ナトリウム（11-1節参照）を使用するため、燃料スラグか化物燃料炉心の例と比較して表12-2-1に示す。金属燃料

ら冷却材への熱の伝達が良好であることによる。このよ

炉心の第一の特徴的な点は、酸化物燃料炉心と比べて炉

うに金属燃料ピンからの熱の除去が速やかであるから、内の中性子の平均エネルギーが高いためにドップラ係

炉心の出力が上昇した際の燃料温度上昇量が小さい。そ数＊５、＊６が小さいことである。炉内で平均的な燃料要素のため、出力変化に対する反応度係数である出力係数＊５における定格時の温度分布を図12-2-1に示しているが、

の大きさ
（絶対値）
が小さくなる。ただし、表12-2-1に示金属燃料ではかなり平坦な温度分布となる。これは、金したように20%の不確かさを見込んでも出力係数は負＊５＊５であるので、起動時から定格までのすべての運転状態に反応度係数：原子炉の状態を表わす量（出力、燃料温度、冷却材温度など）が変化した場合の反応度（＊１参照）変化を表わす。対象としている量に応じて、出力係数、燃料温度係数、などと呼ぶ。
反応度係数が負であることは、原子炉に生じたある変化（例えば温度上昇）が、反応度を下げる方向、すなわち原子炉出力を下げる方向に作用することを意味する。
＊６
ドップラ効果：燃料温度が上昇すると、プルトニウム239などの核分裂性元素よりも他の元素（特にウラン238）による中性子の吸収量が多くなって、反応度が下がる（核分裂の連鎖反応が抑制される）現象をドップラ効果と呼ぶ。ドップラ効果に起因する反応度（＊１参照）がドップラ反応度で、その反応度係数（＊５参照）をドップラ係数と呼ぶ。これは、一般には燃料温度係数の一部に含められるが、本編では説明の都合上、燃料温度係数にドップラ係数は含めていない。

94

わたって、原子炉の安定な制御性を保証することは十分に可能である。なお、ゼロ出力から定格出力までの出力上昇を補うために必要な反応度（出力補償反応度）は酸化物燃料炉心の数分の１程度である。
表12-2-1に示した燃料温度係数＊５は、燃料の熱膨張による炉心高さと燃料密度の変化に対応するものであるが、出力規模、炉心配置、および燃料物質の違いによる差は小さい。なお、金属燃料の熱膨張率は酸化物燃料より大表12-2-1

各種の炉心設計例における反応度特性の比較（平衡サイクル末期、定格時）
炉心仕様

300MWe金属燃料炉心
均

反応度係数

質

1000MWe均質炉心

非均質

金属燃料

酸化物燃料

遅発中性子実効割合（10-3）

3.75

3.89

3.78

3.9

燃焼補償反応度（＄）

10.2

−0.05

2.1

7.3

温度補償反応度（低温→高温、＄）

0.48

0.45

0.49

0.6

出力補償反応度（高温→定格、＄）

0.41

0.26

0.31

2.1

−0.11

−0.06

−0.08

−0.09

燃料温度係数（￠/℃）
冷却材温度係数（￠/℃）

0.16

0.17

0.21

0.19

炉心径膨張係数（￠/℃）

−0.16

−0.15

−0.19

−0.20

ドップラ係数（10-3TdK/dT）
出力係数（￠/％出力、20％error）

−4.04

−4.64

−4.60

−7.84

−0.19±0.07−0.11±0.06−0.14±0.08−1.44±0.25↓Heボンドペレッット表面→
酸

化

1000

物

温度（℃）

冷却材沸点

被
覆
管

窒化物

金属
500

冷却材

スラグ表面→

0.0

1.0

2.0

3.0

半径方向位置（mm）

図12-2-1↑Na 4.0ポンド

5.0

各種燃料炉心の燃料要素内径方向温度分布（1600MWt炉心）

きいが、出力変化に伴う燃料温度の変化が比較的小さい

一方、冷却材温度係数については金属燃料炉心では若干ため、熱膨張量はあまり大きくならない。さらに、燃料大きな値を示す傾向がある。これは、炉内の中性子の平均

スラグがスウェリングして被覆管と接触した後は、燃料エネルギーが高いことに加え、冷却材以外に軽い原子核がスラグは被覆管に拘束されるため、熱膨張による炉心高ないために、冷却材密度変化の影響が相対的に大きくなる

さの変化もあまり大きくならない。炉心の径方向膨張係ことに起因している。同様の理由で、沸騰などのために冷数は、炉心支持板あるいはラッパ管（図12-2-2参照）の熱却材の一部が無くなった場合に加わる正の反応度（ボイド

膨張に対応する反応度係数であるが、これも炉心配置や反応度）が大きくなることが懸念されたが、図12-2-3に示

燃料物質に対する依存性が小さい。

ラッパ管

Reactivity（＄）

8.0

燃料要素

ワイヤ

6.0
4.0
2.0
0.0

0

300

600

900

1200

1500

Core Output（MWe）

図12-2-2

高速炉の燃料集合体の概念図

図12-2-3

各出力規模の金属燃料炉心の炉心部ボイド反応度

電中研レビュー No.37● 95

すように、金属燃料炉心のボイド反応度は、大型炉においの際に炉心に加わる反応度の制限値は８＄とされるが、そても極端に大きくはならない。安全性確保の観点から、の制限値を下回るように金属燃料炉心を設計することが可「スクラム失敗を伴う冷却材流量喪失型事象」（第13章参照）

能である。

12−３

被覆管最高温度と炉心出口温度

一般に、FBRの燃料集合体には、前出の図12-2-2に示わせた一定の流量を配分する。また、冷却材流量の微調したようなラッパ管が付けられるため、冷却材の流量を

節は技術的に困難であるため、一部の集合体には必要以

集合体毎に調節することができる。そのため、各々の燃上の流量が配分される。このような流量配分上の限界か料集合体の発熱量に応じて冷却材流量を適切に配分する

ら各集合体の間に温度差が生じ、さらに集合体内の出力ことによって、冷却材の炉心出口における温度を平坦化/流量分布の不整合から高温点ができることになる。こして、炉心の発熱の有効利用を図ることができる。一方、の高温点において設計上の各種の不確かさを考慮した場

図12-3-1に示すように、通常運転時および運転中の異常

合でも、通常運転時および運転中の異常な過渡変化時のな過渡変化の際の燃料と構造材の健全性確保ならびに冷

各部の温度が制限値以下となることが要求される。この却材の沸騰防止などの観点から、被覆管など炉心各部のような従来からの炉心設計の方法は、金属燃料炉心に対温度に対して制限値が設定される。そして、炉心およびしても適用される。

各集合体内の出力分布とその変動を考慮した詳細な熱流

前出の表12-1-1に燃焼特性を示した300MWe径非均質

動評価を行った上で、最も発熱/流量比が高く温度条件

炉心および1000MWe２領域均質炉心に対する熱流力設が厳しくなる部分においてもこれらの制限が満たされる計の結果を、表12-3-1⑶に示す。この設計では、11章でように、各集合体の必要流量が定められる。このような述べた液相形成の制限の観点から、定格時および過渡時

設計を熱流力設計と呼ぶ。

の被覆管最高温度を各々620-625℃および700℃に制限し各燃料集合体の冷却材流量の調節は、燃料集合体下部ている。そのため、炉心出口温度は約500℃と現行の酸の冷却材導入部（エントランスノズル）と炉心支持板連結

化物燃料炉心より若干低い値となっている。なお、今後管の開口部の組み合わせを変えることによって行われる。

原型炉などにおける実績が反映されて工学的安全係数の

運転中に冷却材流量を調節することは困難であるため、合理化がなされると想定した場合、表中に示したように、燃料集合体の発熱量が使用期間中で最大となる時点に合炉心出口温度を10℃程度高く設定できると期待される。

温度
過渡時温度上昇（不確かさ込み）←安全保護系・炉停止系性能←炉心、燃料応答
工学的安全係数（不確かさの影響）←設計上の不確かさ←製作公差、物性値誤差など
出力分布/流量配布ミスマッチ←炉心、集合体内出力分布←流量配分の限界

図12-3-196

過渡時被覆管最高温度 ⇔過渡時燃料健全性確保

定格時被覆管（許容）最高温度 ⇔定常時燃料健全性確保

定格時被覆管公称温度

定格時冷却材炉心出口温度

炉心熱流力設計の考え方

表12-3-1⒜

炉心温度評価結果の例（入口温度＝355℃）

1000MWe２領域均質炉心⒝300MWe径方向非均質炉心被覆管最高温度

実効的

炉心出口

被覆管最高温度

実効的

炉心出口

定格時

過渡時

工安係数

温度

定格時

過渡時

工安係数

温度

620℃

700℃

1.244

498℃

625℃

700℃

1.244

499℃

（工学的安全係数改善を想定）

620℃

700℃

1.150

511℃

625℃

700℃

1.150

510℃

（液相形成問題の解消を想定）

675℃

770℃

1.245

528℃

675℃

770℃

1.245

524℃

12−４

燃料温度の変化と燃料要素の寿命支配因子

前出の表12-1-1に示した炉心の中で線出力が最大となの発達（11-2節）にともなって劣化し、気泡が連結して形る燃料ピンの各部の温度履歴を、熱流力設計の結果をも成される「トンネル」にボンドナトリウムが浸入し始めとに、金属燃料挙動解析コードSESAME⑷を用いて解析る直前に最も悪くなる。上記の２つの炉心の燃料温度のした。この結果を図12-4-1に示す。SESAMEは設計用のピークはこの時点で出ており、線出力が最大になる時点

簡易解析に用いることを目的として、当研究所で開発しには対応しない。

た解析コードである。11-2節で述べたALFUSと異なり、スミア密度を適切な値（〜75％）とすることによって照SESAMEには経験的な解析モデルが多く用いられている。

射初期の燃料−被覆管機械的相互作用を低く抑える設計

大型の1000MWe２領域均質炉心の場合、線出力が最大（11-2節参照）がとられた金属燃料ピンにおいても、炉内

＊３

にある

での使用を続けるうちに、やがては被覆管にかかる力ために、燃料ピンの使用期間中、線出力はあまり下がら（応力）や被覆管のひずみが増加して、燃料ピンの健全性ない。一方、300MWe非均質炉心の場合では、転換率がが損なわれてくる。被覆管の応力や外径が増加する主な高くないために、燃料ピンの線出力は燃焼が進むにつれ原因には、⒜ガスプレナム（図11-1-1参照）に放出されたて減少してゆく。燃料スラグの熱伝導率は、FPガス気泡

FPガスが蓄積して被覆管内のガス圧が高くなること、となる燃料ピンは、転換率が高い内側炉心＊２⑴線出力ピーク
900

900

500

500

700

300

被覆菅内面最高温度

600

200

⑴線出力ピーク⑵燃料温度ピーク
燃料最高温度

800
700

400

0

1

2

被覆菅内面最

600

100

500

0

400

3

冷却材最高温度

0

1

2

3

4

100
0

炉内滞在期間（年）1000MWe均質炉心燃料

図12-4-1200

高温度

炉内滞在期間（年）

⒜

300

線出力

冷却材最高温度500

400

線出力（W/cm）

400

燃料最高温度温度（℃）⑵燃料温度ピーク

800

線出力（W/cm）

温度（℃）

線出力

⒝

300MWe非均質炉心ドライバ燃料

金属燃料炉心の最大出力燃料要素各部温度履歴評価例

電中研レビュー No.37● 97

⒝11-2節で述べた固体FPの蓄積によって燃料スラグのス因子である。図12-4-1に示したような温度や線出力の使ウェリングが増加して燃料−被覆管機械的相互作用が大用期間中の変動を踏まえて、寿命支配因子の定量的な評

きくなること、⒞核分裂生成物の一部である希土類元素価を行い、被覆管の破損に対する余裕が十分となるようが被覆管と反応して被覆管の有効な厚さが減少すること、に燃料ピンを設計することで、使用期間中の燃料ピンのの３つがある。これらが金属燃料ピンの寿命を支配する

健全性が保たれるようにする。

12−５

金属燃料FBRサイクル導入時のマスバランス

近年のウラン価格の安定、FBRのプラントコスト低減

ン元素は、必要に応じて再処理および乾式群分離によっ策の不確かさなどを反映して、FBRとその燃料サイクルて回収され、FBRの建設時に必要な初装荷燃料と取り替が経済的競争力を持つ時代は来世紀中葉以降になるとのえ燃料（燃焼補償分）に用いられる（図12-5-2）。また、

見通しが出てきた。FBRの実用化が大幅に遅れ、これにFBRの導入が始まると速やかにFBRの燃料サイクルも伴って軽水炉時代が長期化すると、軽水炉で生成される

開始され、超ウラン元素の回収・リサイクルが行われる

超ウラン元素（プルトニウムとマイナーアクチニド：ネものとした。ここで、軽水炉としては大型のPWR、プツニウム、アメリシウム、キュリウムなど）が大量に

FBRの炉心には当研究所で設計した電気出力1,500MWe

蓄積されることになる。さらに、軽水炉の使用済燃料を相当の金属燃料炉心を想定した。軽水炉発電の継続期間

長期にわたって貯蔵している間に、放射性崩壊によってや燃焼度などの条件を色々に変えた場合の超ウラン元素

超ウラン元素の中でも原子番号のより大きなものの割合の減少速度などの特性を求めて、FBR導入時の超ウランが増加する。一般に、超ウラン元素は、他の放射性同位元素の収支等を解析した。

元素と比べて放射能が減少する速度が遅いため、放射性一 例 と し て 、 総 発 電 量 5 0 G W e の 軽 水 炉（ 燃 焼 度

廃棄物の処分においては大きな負担となる。本節では、=48GWd/t）が50年間運転され、それ以降毎年その1/40

金属燃料FBRサイクルの導入によって超ウラン元素の負（軽水炉の寿命を40年としたことに相当）をマイナーアク担を解消する方策について、あるシナリオを設定して評

チニド含有率２%のFBRで置き換えることを想定した場

価した結果⑸を紹介する。

合の解析結果を図12-5-3に示す。図からわかるように、設定したシナリオでは、図12-5-1に示すように一定規

軽水炉発電によって蓄積した超ウラン元素の量は増加す

模の軽水炉発電が一定期間（今後数十年）継続した後に、ることなく順調に減少し、約50年ですべて消費される。

ある時点から寿命に達した軽水炉を順次FBRで置き換え

また、この間の燃料サイクル全体からの廃棄物中に含まる。軽水炉発電で蓄積されたプルトニウムを含む超ウラ

れる超ウラン元素の量は非常に小さく抑えられる。このように、軽水炉発電が長期化した場合でも、最終的に同規模の金属燃料FBRサイクルへの移行がなされるならば、

FBR

発電容量

軽水炉
N

ると言える。

0

図12-5-1

X

年

X＋L

軽水炉発電から金属燃料FBR
サイクルへの移行シナリオ
一定規模（N-GWe）の軽水炉発電を一定期間（X年）継続した後寿命（L）に達した炉を順次FBRでリプレースする。

98

蓄積した超ウラン元素を消費することは十分に可能であ軽水炉
1000MWe-PWR、48GWd/t

再処理・乾式群分離
プルトニウム＋マイナーアクチニド

乾式リサイクルプルトニウム＋マイナーアクチニド
炉心建設〈N-GWe/L年〉〈X年蓄積＋生成継続（L年）〉

燃焼補償

ブランケット（増殖→新規FBR建設）

FBR
1500MWe、150GWd/t

図12-5-2

軽水炉発電から金属燃料FBRサイクルへの移行時のマスフローモデル

800

超ウラン元素量（t）

超ウラン元素、残存量（t）

800

600
プルトニウム＋マイナーアクチニド
400

200

400

200

（マイナーアクチニドのみ）
0
X＋0

X＋20

0
X＋0

X＋40

FBR導入開始後経過年数⒜

600

FBR建設による消費
FBR燃焼補償による消費
残存軽水炉による生成廃棄物への移行量

軽水炉からの超ウラン元素残存量の推移

図12-5-3

X＋20

X＋40

FBR導入開始後経過年数⒝

超ウラン元素消費・生成、廃棄物への移行量の推移

軽水炉発電で蓄積された超ウラン元素のFBR導入による消費（50GWeの軽水炉発電を50年継続し、その後40年でFBRに移行。FBR燃料中のマイナーアクチニド添加率は2％。）

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