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2013.555

No.

DENCHUKEN REVIEW

原子燃料サイクルパックエンド、技術の信頼性向上に向けて

E電力中央研究所

電中研レビュー第 55 号

● 目

次

原子燃料サイクルバックエンド技術の信頼性向上に向けて
巻頭言

2-4-2

東海大学工学部原子力工学科 教授 大江俊昭 …2

電力中央研究所「原子燃料サイクルバック
エンド研究」のあゆみ ………3
はじめに

第Ⅰ部
第1章

常務理事

横山

速一 …6

原子燃料サイクルバックエンド研究の全体像……………………………………7
原子燃料サイクルバックエンド研究の取組みについて…………………………7

1-1

原子燃料サイクルバックエンドをめぐる…
我が国の動向………………………………… 8
1-1-1 放射性廃棄物処分対策…………………… 8
1-1-2 使用済燃料等の輸送・貯蔵……………… 9
1-2 電力中央研究所におけるバックエンド…
研究の取組み………………………………… 10
1-2-1 放射性廃棄物の処理・処分……………… 10
1-2-2 使用済燃料等の輸送・貯蔵……………… 13
1-2-3 電力中央研究所における基盤技術の…
開発………………………………………… 14
1-2-4 電力中央研究所における国際研究…
協力………………………………………… 15
1-2-5 本レビューの構成と内容………………… 15

第 Ⅱ 部 放射性廃棄物処理・処分技術 ………19
第 2 章 地質地下水環境調査評価技術 ………19
2-1 地質環境長期安定性評価技術……………… 20
2-1-1 隆起・侵食評価技術……………………… 20
2-1-2 火成活動評価技術………………………… 22
2-1-3 活断層周辺地盤の変形評価技術………… 24
2-2 地質地下水環境特性調査評価技術………… 25
2-2-1 コントロールボーリング掘削・調査…
技術………………………………………… 25
2-2-2 地下水年代測定技術……………………… 27
2-2-3 地下水流動解析技術……………………… 29
2-2-4 物理特性情報の変換解析技術…………… 31
2-3 ニアフィールドの地質・地下水・溶質…
移行特性の調査技術………………………… 33
2-3-1 坑道掘削影響領域評価技術……………… 33
2-3-2 原位置トレーサ試験による溶質移行…
特性評価技術……………………………… 33
2-4 天然バリア中の地化学・微生物影響調査・…
評価技術……………………………………… 36
2-4-1 地下岩盤の地化学環境調査技術………… 36

処分環境における微生物影響評価技術…
……………………………………………… 37
2-5 概要調査における調査・評価手法の体系化…
………………………………………………… 38
2-5-1 概要調査の調査 ･ 評価フローの構築…… 38

第3章

施設 / 材料特性評価技術 ……………45

3-1

処分環境を考慮したベントナイト特性…
評価技術……………………………………… 46
3-2 セメント系材料の長期耐久性試験・評価…
技術…………………………………………… 51
3-2-1 余裕深度処分におけるセメント系…
材料の長期耐久性評価に向けた…
純水および計画サイト地下水模擬…
溶液を用いた溶脱挙動の把握…………… 51
3-2-2 高温負荷による普通・低熱ポルト…
ランドセメント硬化体の細孔構造…
変化とイオン拡散性に及ぼす影響…
……………………………………………… 52
3-3 ベントナイト長期挙動試験・評価技術…… 54
3-4 処分場の品質管理技術……………………… 56
3-5 新しい人工バリア材料開発………………… 58
3-5-1 高耐久性高結晶型コンクリートの…
溶脱耐久性評価…………………………… 58
3-5-2 アルカリ環境下でのサポナイトの…
溶解速度…………………………………… 60
3-6 地下空洞の長期安定性評価技術…………… 61
3-6-1 ボーリングコアによる岩盤評価…
技術………………………………………… 61
3-6-2 ニアフィールド岩盤の計測 ･ 評価技術…
……………………………………………… 63
3-6-3 熱 - 水 - 応力３連成解析技術… ………… 65

第4章

安全評価手法 …………………………69

4-1

人工バリア長期挙動評価技術（ガラス・…
セメント・粘土）… ………………………… 70
4-1-1 セメント水和物の変質モデル開発……… 70
4-1-2

化学平衡・物質輸送連成計算コードの…
開発………………………………………… 71
4-1-3 ガラス固化体処分時影響評価…………… 74
4-2 ニアフィールド中の核種移行評価技術…… 75
4-2-1 セメント系材料の核種収着挙動の評価…
……………………………………………… 75
4-2-2 セメント系材料バリア中の核種拡散…
による移行抑制効果……………………… 76
4-2-3 セメント硬化体中での微量元素拡散…
挙動測定への LA-ICP-MS の適用……… 77

4-2-4セメント水和物からのコロイドの…
発生とその特性評価……………………… 78
4-3 長期の放射性廃棄物処分における…
不確実性評価技術…………………………… 80
4-3-1 リスク論的安全評価手法の開発………… 80
4-3-2 放射性廃棄物処分事業の体系的な…
品質保証概念の提案……………………… 83
4-3-3 放射性廃棄物処分における「技術的…
に最善の手段（BAT）」の考え方の…
適用………………………………………… 83

第5章

関連技術 ………………………………87

5-1 プラズマ溶融処理技術……………………… 88
5-1-1 プラズマ溶融処理の特長………………… 88
5-1-2 プラズマ溶融技術の低レベル放射性…
雑固体廃棄物処理への適用性評価……… 88
5-1-3 Cs（セシウム）捕捉率の推定手法… … 88
5-1-4 アスベスト廃棄物の無害化・再資源化…
……………………………………………… 89
5-2 減圧アーク除染技術………………………… 90
5-2-1 減圧アーク除染技術とその特長………… 90
5-2-2 減圧アーク除染技術の除染性能………… 91
5-3 検認技術……………………………………… 92
5-3-1 大型廃棄体中の放射能濃度分布…
評価手法の開発…………………………… 92

第 Ⅲ 部 使用済燃料等の輸送・貯蔵技術 ……95
第 6 章 金属キャスク貯蔵技術 ………………95
6-1 密封評価……………………………………… 96
6-1-1 航空機エンジンの衝突に対する…
閉じ込め性能評価………………………… 96
6-1-2 取扱中の落下事故に対する密封性能…… 97
6-1-3 長期密封性能の評価……………………… 99
6-2 除熱評価…………………………………… 101
6-2-1 貯蔵施設の除熱模型試験方法の提案…… 101
6-2-2 キャスクの伝熱特性検討ならびに…
除熱性能の改善………………………… 103

第7章
7-1

コンクリートキャスク貯蔵技術 …107

キャニスタの応力腐食割れ（SCC）に…
対する評価および対策…………………… 108
7-1-1 SCC に対する長期健全性評価… …… 108
7-1-2 SCC 対策に資する気中塩分量評価…… 111
7-1-3 SCC 対策に資する塩分流入低減装置…
の開発…………………………………… 113
7-2 耐震評価…………………………………… 115
7-2-1 実物大コンクリートキャスク耐震試験…
…………………………………………… 115
7-2-2 地震時安定性評価手法の提案………… 116

7-3 遮へい評価………………………………… 116
7-3-1 キャニスタ表面目視…………………… 117
7-3-2 キャスク表面状態の経年変化………… 117
7-3-3 遮へい性能……………………………… 117

第8章

ボールト貯蔵およびトンネル貯蔵技術………………………………………… 119

8-1
8-2

浅地下ボールト貯蔵……………………… 120
トンネル貯蔵施設の熱流動解析………… 121

第9章

燃料健全性評価… ………………… 125

9-1

使用済燃料の線源評価とペレットの酸化…
挙動評価…………………………………… 126
9-1-1 燃料の諸元と計算方法………………… 126
9-1-2 使用済燃料の核種生成量と実測値…
との比較………………………………… 126
9-1-3 感度解析を用いた生成量計算精度の…
向上方法の提案………………………… 126
9-1-4 まとめ…………………………………… 128
9-2 乾式貯蔵時の使用済燃料健全性評価…… 128
9-2-1 燃料被覆管軸方向の水素の再分布…… 128
9-2-2 燃料ペレットの酸化挙動……………… 129
9-2-3 まとめ…………………………………… 130第10章

輸送技術… ………………………… 131

10-1

輸送キャスク緩衝体用木材の高温圧潰…
特性……………………………………… 132
10-1-1 目 的………………………………… 132
10-1-2 緩衝材の圧縮試験…………………… 132
10-1-3 緩衝材の吸収エネルギーの温度・…
ひずみ速度依存性…………………… 133
10-1-4 既存のキャスクへの影響評価……… 133
10-2 輸送容器密封ゴムシールの耐久性試験・…
評価……………………………………… 133
10-3 海上輸送における仮想海没時の環境…
影響評価………………………………… 135

第 Ⅳ 部 まとめ… …………………………… 139
第11章 研究成果の反映と今後の展望… … 139
11-1 研究成果の反映………………………… 140
11-1-1 低レベル放射性廃棄物処分………… 140
11-1-2 高レベル放射性廃棄物処分………… 141
11-1-3 使用済燃料等の輸送・貯蔵技術…… 142
11-2 まとめと今後の展望…………………… 142

おわりに

地球工学研究所長

金谷

守 …145

執筆分担… ………………………………………146

巻 頭 言2011年３月の東日本大震災とそれによる東京電力福
島第一原子力発電所の事故は、我国の原子力利用を根幹から揺さぶる大きな出来事である。
発電どころか、核燃料サイクルそのものがどう進んでいくのか、現状は極めて不透明な状況と言わざるを得ない。このような状況の一方で、炉心内に残る溶融した燃料や燃料プール内の使用済燃料、廃炉や除染に伴う多量の放射性廃棄物の処理・処分という、これまで予想もしなかった課題が残されたままであり、これは早期の解決が不可避である。片方でブレーキ、片方でアクセルという矛盾した事態である。
さて、本レビューの話題であるバックエンド研
究とは、平たくいえば「放射能を含むゴミ」の始末を考える仕事であり、前述のアクセルを踏み込
まねばならない課題である。通常は、利用価値のない「ゴミ」に対してコストをかけることを嫌い、始末を出来る限り後回しにしようとするのである
が、ものが放射能を含むだけに、それを野放しにしておくことは到底容認できることではなく、何としても放射性廃棄物に対する解決策を探し求め
なければならない。しかし、私が深く関わっている地層処分の事で言えば、これまでの工学的センスがすんなりと通じない特殊な事情がある。それは半減期の長い放射性核種を含む処分のシステムには、長期の、場合によっては千年以上の、健全性が要求あるいは期待されるものがあることである。これは、試作を通じて改良を重ね要求に応える、といった従来の工学的対処方法だけでは到底解決策の全貌は見えてこないものであり、謙虚に言えば、すべてが完璧に判ることは難しいという事でもある。このような長期の課題は、最初からゴールが明確に決められるものではなく、絶えず
チェックアンドレビューによる軌道修正が必要なものであり、その軌道修正は正しい情報によって判断されるべきものである。

2

さて、改めて電中研レビューの年表（あゆみ）
を見てみると、処分に関わる研究がかなり以前か
ら行われていたことが分かる。当時、電力中央研究所の一員であった私が、「JSS（日本、スイス、
スウェーデン）プロジェクト」のメンバーとして処分研究の先進国であったスウェーデンに派遣されたのが今から 29 年も前の話であり、時の流れの速さに改めて驚いた次第である。当時は今とは異なり、海外で研究活動に従事することは稀なチャンスであったが、その時の経験が今の私の研究の原点であるといって過言ではない。当時はやや遅れ気味であった日本のバックエンド分野も、今では技術的に遅れを取っていることはなく、世界のどの国とも互角、あるいはそれ以上の実力を有し、有用な技術情報を蓄積していることは明らかである。このような情報はその成果を生み出した人間の経験の蓄積の現れであり、時に失敗を加えながら前に進んだ軌跡こそは後世に残すべき財産ではなかろうかと考える。古い技術者にとっては過去の苦い経験から学んだ当然の知識であっても、その経験を知らないものはまた同じ失敗を繰り返す。
このような無駄が繰り返されることは何としても避けなければならない。その意味で、これまでの研究成果・技術情報を整理集約して刊行し、世に問うことは非常に重要な作業といえる。
本レビューは、原子力利用の停滞を横目に、原子力に関わる課題を加速せねばならないという矛
盾した状況でまとめられたものであり、電気事業の中核研究機関である電力中央研究所は、きわめて難しい活動位置にあるといえる。しかし、ここで萎縮していては専門家集団として社会に対する責任を全うしたことにはならないであろう。冒頭で述べた事故以来、専門家への信頼は揺らぎ、専門家が口をつぐんでしまうことを私は恐れる。専門的に携わっている者だからこそ、自分達には何が解かり、何が未解明なのかを世に示す事ができるはずであり、いままさにその時ではなかろうか。
東海大学 工学部 原子力工学科
教授 大江

俊昭

電力中央研究所「原子燃料サイクルバックエンド研究」のあゆみ（1965 年～ 2012 年）
西暦（元号）

当 研 究 所 の 状 況

国

内

外

の

状

況

1967（S42） ・低レベル放射性廃棄物の固化処理研究の開始
1970（S45） ・廃棄物海洋処分と減容の研究を開始
1977（S52） ・使用済燃料輸送容器信頼性実証試験開始（～ 1994）
1978（S53）

・原子力安全委員会発足

1979（S54）

・日本原燃サービス（株）発足

・日米共同で使用済燃料貯蔵の研究を開始（～ 1982）
1980（S55） ・天然六フッ化ウラン輸送物の火災時挙動研究開始（～ 1983）
1981（S56）

・ JSS プロジェクト（日本（電中研）−スイス（NAGRA）−スウェーデン（SKB）による高レベル放射性ガラスの国際共同浸出挙動試験）を開始（〜 1988）

1982（S57） ・低レベル放射性廃棄物陸地処分安全評価の研究を開始
1985（S60）

・原燃サイクルバックエンドプロジェクトチームによる推進体制を組織
・日本原燃産業（株）発足
・高レベル放射性廃棄物地層処分の研究を開始

1986（S61）

・放射性廃棄物輸送容器等安全性実証試験を開始（～ 1998）

・科学技術庁、「地層処分研究開発５ヵ年計画」発表
・日本原子力研究所 JPDR（Japan Power Demonstration
Reactor）の解体作業着手

・原子力発電所使用済燃料貯蔵技術確証試験フェーズⅠ（～ 1991）を開始
1987（S62）
・原子力委員会、「放射性廃棄物対策専門部会」設置
・放射性廃棄物の処分高度化システム確証試験の研究を開始
1988（S63）

・我孫子研究所にバックエンド研究を総合推進する原燃
サイクル部を組織

1989（H1）

・六ヶ所低レベル放射性廃棄物貯蔵センターの着工

・天然六フッ化ウラン輸送容器安全性実証試験を開始（～ 1995）
・使用済燃料管理技術開発―乾式貯蔵実用化試験―を開1990（H2） 始（～ 1994）
・発電所廃棄物第 2 期埋設処分の研究を開始（～ 1995）
・雑固体廃棄物処理へのプラズマ溶融処理の研究を開始（～ 1996）
・仏 IPSN（原子力安全防護研究所）と天然六フッ化ウ
ラン輸送物の耐火試験の共同研究を開始（～ 1997）
・原子力安全委員会が「原子力発電所内の使用済燃料乾1991（H3） ・スウェーデン SKB（スウェーデン原子燃料廃棄物管理式キャスク貯蔵について」を決定会社）と HRL（ハードロック地下研究施設）国際共同研究契約を締結
・日本原燃産業（株）と低レベル放射性廃棄物埋設に関する研究協力協定の締結
・原燃 2 社合併、日本原燃（株）発足
1992（H4）
・原子力発電所使用済燃料貯蔵技術確証試験フェーズⅡ ・六ヶ所低レベル放射性廃棄物貯蔵センターの操業開始（～ 1996）開始
1993（H6）・プルトニウム輸送容器等安全性実証試験を開始（～ 1999）

1994（H6）・高燃焼度使用済燃料輸送物の安全性実証試験を開始（～ 1999）

1995（H7）

1996（H8）・高レベル放射性廃棄物処分事業化に関する研究を開始（～ 1999）

・プルトニウム輸送船「あかつき丸」が無事帰港

・高レベル放射性廃棄物返還輸送船「パシフィック・ピ
ンテール号」青森・むつ小川原入港
・高速増殖炉「もんじゅ」ナトリウム漏えい事故
・東京電力（株）福島第一原子力発電所に我が国初の乾式キャスク貯蔵開始
・日本原子力発電（株）、雑固体廃棄物のプラズマ溶融処理方式の採用決定

・バックエンドプロジェクトを組織し研究を重点化
・実用発電用原子炉廃止措置工事の環境影響評価の研究 ・使用済燃料の発電所外貯蔵の検討を閣議了解
1997（H9） を開始
・電気事業連合会、プルサーマル計画を発表
・リサイクル燃料資源貯蔵技術調査等―コンクリートモ ・日本原子力発電（株）、東海発電所を停止
ジュール貯蔵技術確証試験―（～ 2003）開始

電中研レビュー No.55 ● 3

西暦（元号）

当 研 究 所 の 状 況

国

内

外

の

状

況

・総合エネルギー調査会原子力部会、「リサイクル燃料
資源中間貯蔵の実現に向けて」を中間報告
・高レベル放射性廃棄物処分懇談会、「高レベル廃棄物・放射性処分に向けての基本的考え方について」を発表
・原子力バックエンド対策専門部会、「RI・研究所等廃棄物処理処分の基本的考え方について」を発表

1998（H10）

・総合エネルギー調査会、「高レベル放射性廃棄物処分事業の制度化のあり方」、「商業用原子力発電所施設解・電力中央研究所・電気事業連合会共同研究報告書「高体廃棄物の処理処分に向けて」を発表
レベル放射性廃棄物地層処分の事業化技術」を発表
・原子力安全委員会、「主な原子力施設におけるクリア
1999（H11）
・解体廃棄物の処理・再利用に向けたプラズマ溶融技術
ランスレベルについて」を策定の研究開始
・原子炉等規制法に使用済燃料中間貯蔵の規定を追加（原子力発電所敷地外での使用済燃料貯蔵が可能に）・JCO（（株）ジェー・シー・オー）、臨界事故発生・原子力バックエンド対策専門部会「TRU 核種を含む
放射性廃棄物処分の基本的考え方」発表
・同「我が国における高レベル放射性廃棄物地層処分研
究開発の技術的信頼性の評価」発表
・「特定放射性廃棄物の最終処分に関する法律」公布
・「原子力発電環境整備機構（NUMO）」発足
・TRU 共同作業チーム「TRU 廃棄物処分概念検討書」を ・通商産業省「使用済燃料の貯蔵の事業に関する規則」、
2000（H12）作成「使用済燃料貯蔵施設の設計及び工事の方法の技術基準に関する省令」、「使用済燃料貯蔵施設の溶接に関する技術基準を定める省令」制定
・資源エネルギー庁「使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技術報告書」
・日本原燃（株）低レベル放射性廃棄物埋設センター 2号埋設施設受入れ開始
・原子力発電環境整備機構（NUMO）と特定放射性廃棄 ・原子力発電環境整備機構「最終処分施設の設置可能性
物の地層処分技術に関する協力協定を締結を調査する区域」の公募開始
2002（H14） ・スイス・モンテリプロジェクト（堆積岩；オパリナス ・原子力安全委員会が「金属性乾式キャスクを用いる使クレイ）におけるサイト特性調査法に係る国際共同原
用済燃料中間貯蔵施設のための安全審査指針」を決定
位置試験）へ参加
・むつ市長が中間貯蔵誘致を表明
2003（H15）

・米国アイダホ国立研究所とコンクリートキャスク長期健全性実証試験共同研究開始（～ 2006 年）

・総合資源エネルギー調査会 原子力安全・保安部会核燃料サイクル安全小委員会「コンクリートキャスクを用いる使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技・フランス原子力庁（CEA）と貯蔵など研究協力協定を
術検討報告書」
2004（H16） 締結
・原子力安全・保安院「金属キャスクを用いる使用済燃・貯蔵設備長期健全性等確証試験を開始（～ 2008）
料貯蔵施設の安全審査に係る技術要件」策定
・地球工学研究所バックエンド研究センターを組織
・原子力安全委員会「放射性廃棄物処分の安全規制における共通的な要求事項について」を決定
2005（H17）・青森県が中間貯蔵地に調印
・原子力委員会「原子力政策大網」策定

・（独）日本原子力研究開発機構が発足
・使用済み燃料中間貯蔵施設を建設・運営する新会社
・スイス放射性廃棄物管理組合（NAGRA）と放射性廃「リサイクル燃料貯蔵株式会社」が発足
棄物管理に関する研究協力協定の締結・ブッシュ米大統領、再処理・高速炉開発を機軸とする
・当研究所横須賀地区において、原子力発電環境整備機「国際原子力エネルギー・パートナーシップ」（GNEP）
2006（H18） 構（NUMO）との共同研究として、ボーリング調査技を発表
術の実証試験研究を開始
・日本原燃（株）、再処理工場での実際の使用済み燃料
・日本原子力研究開発機構（JAEA）と原子力に関するを使ってのアクティブ試験を開始
研究開発について研究協力協定を締結
・総合資源エネルギー調査会原子力部会が、報告書「原子力立国計画」を取りまとめ4西暦（元号）

当 研 究 所 の 状 況

国

内

外

の

状

況

・高知県東洋町、原子力発電環境整備機構（NUMO）の高レベル地層処分の文献調査に応募
・原子力安全委員会「低レベル放射性固体廃棄物の埋設処分に係る放射能濃度上限値について」を決定
・原子力安全委員会「低レベル放射性廃棄物埋設に関する安全規制の基本的考え方（中間報告）」を決定
・7 月 16 日 午前 10 時 13 分ごろ、新潟県中越沖を震源と・スイス放射性廃棄物管理組合（NAGRA）のグリムゼするマグニチュード 6.8 の地震が発生、東京電力（株）
2007（H19） ル地下研究施設（花崗岩サイト）における物質移行特柏崎刈羽原子力発電所で稼動中の 4 基が自動停止
性・岩盤挙動に関する国際共同研究へ参加
・高知県東洋町が、NUMO の高レベル放射性廃棄物地層処分の文献調査への応募の取下げを申請
・日本原燃（株）が、六ヶ所再処理工場でのアクティブ試験の「第三ステップ」を終了
・「リサイクル燃料備蓄センター」が使用済燃料貯蔵事
業許可を経済産業大臣に申請
・中部電力（株）が浜岡原発リプレース計画（1、2 号機の運転終了および 6 号機の建設）
・日本原燃（株）と低レベル放射性廃棄物処分に関する研究協力協定（平成 4 年、当時の日本原燃産業（株）
2008（H20）と締結）に再処理の分野を加えた新たな研究協力協定を締結
2009（H21）

・台湾核能科学技術共進会（NuSTA）、台湾核能研究所（INER）とバックエンド分野の研究協力協定を締結

2010（H22）・フランス原子力庁（CEA）との研究協力協定を更新

・九州電力（株）玄海原子力発電所 3 号機でプルサーマ
ルを開始
・原子力発電環境整備機構（NUMO）「安全確保構想 2009
～安全な地層処分の実現のために～」を公表
・「リサイクル燃料備蓄センター」の使用済燃料貯蔵事
業が許可
・四国電力（株）伊方原子力発電所 3 号機でプルサーマ
ルを開始
・原子力安全委員会「第二種廃棄物埋設の事業に関する安全審査の基本的考え方」を決定
・原子力発電環境整備機構（NUMO）「地層処分事業の安全確保 2010 ～確かな技術による安全な地層処分の実現のために～」を公表

・東日本大震災発生（3 月 11 日）
・震災に起因する東京電力福島第一原子力発電所事故が発生
・福島第一原子力発電所事故に伴う放射性物質の拡散に・震災による東京電力福島第一原子力発電所（1F）へのよる環境の汚染への対処に関し、放射性物質汚染対処
2011（H23）
対応として 1F チームを設置特措法が環境省により公布
・震災による東京電力福島第一原子力発電所の事故を受けて欧州でストレステストが実施され、その後、我が国においても実施

2012（H24）

・一般財団法人へと移行（2012.4）
・軽水炉安全特別チーム、軽水炉保全特別チーム発足

・原子力発電所 稼働ゼロ
・原子力規制委員会発足
・関西電力 大飯原子力発電所 3 号、４号運転を再開
・エネルギー・環境会議にて、「革新的エネルギー・環境戦略」が策定される・衆議院解散・総選挙により、自由民主党が圧勝し、政権が交替

電中研レビュー No.55 ● 5はじめに
常務理事 横山

我が国の原子力発電を取り巻く環境は福島第一原子力発電所の事故により大きく変わった。しかし、原子力発電という選択肢は、我が国のエネル
ギーセキュリティーや地
球温暖化対策に対して大きなポテンシャルを有していることは間違いない。
そのポテンシャルを活用するためには、原子力発電の世界最高レベルの安全性の飽くなき追求と、放射性廃棄物の輸送・貯蔵、そして処分な
どのバックエンド対策の確立によって、社会の原子力発電への理解を得ることが何より不可欠である。
特にバックエンド対策の確立は世界的な課題であり、各国で様々な取り組みがなされているが、我が国においては、青森県むつ市において、国内で初めての使用済燃料中間貯蔵施設の準備が、当初計画より約 1 年遅れで 2013 年 10 月の操業開始を目指してリサイクル燃料貯蔵（株）により進められている。この他、中部電力（株）の浜岡原子力発電所においても、リプレース計画とともに使用済燃料乾式貯蔵施設の計画が公表され、そのための調査検討が開始されるなど、今後の原子力発電の柔軟性を確保するために、中間貯蔵施設の重要性が高まってきている。
低レベル放射性廃棄物に関しては、青森県六ヶ所村の日本原燃（株）低レベル放射性廃棄物埋設センターにおいて、コンクリートピットによる浅地中処分が 1992 年より順調に行われてきている。今後は、やや放射能レベルが高い低レベル
放射性廃棄物を対象とする、地下 50 ｍ以深（おおむね 100m まで）での余裕深度処分の実施に向けて、国、電気事業、日本原燃（株）などによる検討などが進められている。また、2010 年 8月には、低レベル放射性廃棄物埋設処分の安全審査指針が原子力安全委員会において見直され、
6

速一

新たに“第二種廃棄物埋設の事業に関する安全審査の基本的考え方”に改定された。これにより、余裕深度処分をはじめ、今後の低レベル放射性廃棄物処分施設の安全評価においては、より長期的な視点かつ不確実性を考慮した安全評
価が求められる方向となり、これらへの技術的な対応の必要性が増している。
一方、高レベル放射性廃棄物地層処分に関しては、実施主体である原子力発電環境整備機構（以下、原環機構）により、サイト選定の第一段階にあたる概要調査地区選定のための調査区域の公募が 2002 年より行われているが、進捗はまだ見られていない。しかし、技術的な準備は進められており、国内では（独）日本原子力研究開発機構による幌延や瑞浪における地下研究施設を活用した試験研究などが進展している。
海外に目を向けると、米国のヤッカマウンテ
ン高レベル放射性廃棄物処分場計画が、オバマ政権誕生に伴い見直され中止となったものの、フィンランド、スウェーデンでは処分予定地が決定され、フランスでも候補地の絞り込みが進
むなど、高レベル放射性廃棄物地層処分の世界的な進捗度は事故後も大きく変っていない。
当研究所は、使用済燃料等の輸送・貯蔵技術、そして低レベルから高レベルの放射性廃棄物処分など、バックエンド分野全体にわたる技術開発を 30 年以上にわたり進めてきている。今般、福島原発事故後の国内情勢の推移を踏まえつつ、
現在そして将来のバックエンド事業の発展のための基礎としてご活用頂くべく、最近の約 10 年間の当研究所の研究成果を、電中研レビューとして取りまとめることとした。関係各位の参考となれば幸いである。
今後とも、バックエンド事業の支援につながる技術開発を通して、引き続き我が国における安定的な原子力発電、ひいてはエネルギー安定供給に貢献していくため、全所一丸となって取り組んでいく所存です。皆様方の益々のご支援・
ご鞭撻の程よろしくお願い申し上げます。

原子燃料サイクルバックエンド研究の全体像

第１章

原子燃料サイクル
バックエンド研究の取組みについて1-1

原子燃料サイクルバックエンドをめぐる我が国の動向… …………………………………………… 81-1-1

放射性廃棄物処分対策

1-1-2

使用済燃料等の輸送・貯蔵

1-2

電力中央研究所におけるバックエンド研究の取組み… ………………………………………………… 10

1-2-1

放射性廃棄物の処理・処分

1-2-2

使用済燃料等の輸送・貯蔵

1-2-3

電力中央研究所における基盤技術の開発

1-2-4

電力中央研究所における国際研究協力

1-2-5

本レビューの構成と内容

第Ⅰ部 第１章

第Ⅰ部

第
第Ⅰ１
部章第１章

1-1 原子燃料サイクルバックエンドをめぐる我が国の動向

れぞれ日本原燃（株）（以下、日本原燃）により青森県
六ヶ所村において順調に稼働している 2）。
一方、今後新たに発生する低レベル放射性廃棄物とし21 世紀に入ってこれまでの 10 年余りの間に、地球規ては、廃炉に伴う解体廃棄物の中で炉内構造物から出て模の温暖化への対策やエネルギー源の安定確保が世界的くる放射能レベルがやや高い高 bg 廃棄物がある。これに重要な課題になっており、特に 1990 年比 25％の CO2

らの廃棄物は、50 ｍ以深のやや深い地中において、ト削減という先進国の中でも突出して高い目標を掲げていンネル方式によるいわゆる余裕深度処分施設への処分がる日本は、その実現に向けて実効性ある具体的方策を打予定されており、その事業許可申請に向けた検討が電気出すことが国際的にも問われている。このため、エネル

事業や日本原燃において行われている。また、そのためギー資源に乏しい我が国においては、低炭素社会の実現に、原子力安全委員会が安全評価の考え方 5） の検討やに向けて、太陽光、風力などの再生可能エネルギーの利

安全審査指針の改定を進める一方、（社）日本原子力学

用拡大を図りつつも、原子力発電を基幹電源としてベス会（以下、原子力学会）による民間規格 6） やそれと連トミックスの考え方によるエネルギー安定確保を図って携した（社）土木学会（以下、土木学会）での技術報告

い く 必 要 が あ る。 こ れ ま で の「 原 子 力 政 策 大 綱 」1）

書の取りまとめ・公表など 7, 8）が行われている。

（2005）や総合資源エネルギー調査会による「原子力立我が国初めての商業用原子力発電所である日本原子力国計画」 （2006）においては、2030 年以降も総発電量

発電（株）（以下、日本原電）の東海発電所では、1998の 30 ～ 40％程度を原子力発電が担うこと、さらに、原年に営業運転を停止し、2001 年より廃止措置工事に着子力発電所で運転した後の使用済燃料を再処理し、ウラ手している。今後、原子炉本体などの解体撤去が行われンやプルトニウムを取り出して使用するリサイクル路線

る予定であり、高 bg 廃棄物などが処分対象廃棄物としを堅持することなど、我が国の基本方針が示されている。

て発生してくる。また、資源の有効活用の観点から、解

また、原子力発電所の安定した稼働を維持するには、放体撤去により発生する廃棄物のうち、放射性物質でなく射性廃棄物の処理・処分を円滑に進めることが不可欠で一般廃棄物としての扱いの可否を判断するための「クリあり、原子燃料サイクルの柔軟性を確保する上では、使アランス制度」が 2005 年に制定された。クリアランス

用済燃料の中間貯蔵を進めていくことも必要であるとさレベルの判定基準は、国際原子力機関（以下、IAEA）れていた。しかしながら、2011 年 3 月に起った未曽有の国際基準などを参考に 10 m Sv/y と定められている。

の東日本大震災とそれにともなう大津波によって起こっ

この制度により、廃炉に伴う低レベル放射性廃棄物の発た東京電力福島第一原子力発電所事故により、原子力発

生量が大きく低減されることとなった。

2）

電の今後については国レベルでの原子力利用政策の見直しが行われている。原子力利用政策の今後の方針転換に⑵

高レベル放射性廃棄物処分

よらず、放射性廃棄物の処分と使用済燃料貯蔵の技術は高レベル放射性廃棄物に関しては、我が国では、2000

益々重要な位置づけをなすものであり、着実な技術開発

年に制定された「特定放射性廃棄物の最終処分に関するが必要である。

法律（以下、最終処分法）」9） により、再処理施設から発生するガラス固化体を対象として、地下 300m 以深の1-1-1

放射性廃棄物処分対策 3, 4）

深い安定した地層中に処分することとされ、原子力発電
環境整備機構（以下、原環機構あるいは NUMO）がそ⑴

低レベル放射性廃棄物処分の実施主体として設立された 10）。また、当面の大きな

原子力発電所の運転に伴って発生する低レベル放射性課題である最終処分地の選定については、概要調査地区

廃棄物の埋設処分については、低レベル濃縮廃液をセメ→精密調査地区→最終処分施設建設地の選定という３段ントなどにより固化した均一固化体を対象とした第１号

階を経て行われる計画である。原環機構では、最初の段の埋設施設が 1992 年より、また、金属などの雑固体廃階にあたる文献調査に基づく概要調査地区選定調査の進棄物を対象とした第２号の埋設施設が 2000 年より、そめ方や考慮事項などを公表するとともに、2002 年 12 月

8

第１章

から、全国の市町村を対象に調査対象区域の公募を開始

本的考え方について」（2000 年）13）において、ウラン廃した。2007 年１月に高知県東洋町から初めての応募が棄物の特徴を踏まえ、除染、減容・安定などにより廃棄なされたものの、その後に取り消しがなされ、現時点ま

物の発生量を低減すること、クリアランスの導入によるで応募がない状況が続いている。一方、地層処分技術の資源としての再利用、あるいは放射能濃度に応じた合理

最近までの技術が信頼性向上がなされていることを技術的な処分方法を検討していく方針が示されている。

報告書 11）を取りまとめるとともに、福島第一原発事故を踏まえた地層処分事業の安全確保に関する総点検を追

1-1-2

使用済燃料等の輸送・貯蔵

加して検討している。
⑴⑶

TRU 廃棄物処分

使用済燃料の貯蔵技術
我が国で初めての民間再処理工場は、日本原燃により2007 年６月に改正された「最終処分法」 により、運転の準備が進められているが、当初計画の処理能力量

高レベル放射性廃棄物の最終処分計画とその実施スケに余裕がさほどないことや、今後のリサイクル路線の柔ジュールが改定されたことに加えて、原子燃料のリサイ

軟性を確保するなどの観点から、使用済燃料中間貯蔵施クル工程である再処理や MOX 燃料加工に伴って発生す設の重要性がより一層増してきている。このような状況る「超ウラン核種を含む放射性廃棄物（通称「TRU 廃で、リサイクル燃料貯蔵（株）（以下、RFS）による、棄物」あるいは「長半減期低発熱放射性廃棄物」ともい

我が国初の使用済燃料中間貯蔵施設は、福島第一原発事う）のうち、地層処分対象の TRU 廃棄物も高レベル放故等の影響もあり、１年遅れの 2013 年 10 月に青森県む

射性廃棄物と同様に特定放射性廃棄物の対象とされ、原つ市での操業開始を目指し、2010 年 5 月に事業許可を環機構が併せて処分の実施主体として事業化を推進する

得て、建設が進められている。この他、中部電力（株）こととなった。

の浜岡原子力発電所においても、使用済燃料の乾式貯蔵9）

なお、我が国の地層処分対象 TRU 廃棄物ならびに高が計画されている。

レベル放射性廃棄物地層処分研究に関して、経済産業省

また、福島第１発電所内の共用プールにある使用済燃資源エネルギー庁（以下、経産省エネ庁）の主導により、料は、金属キャスクによる乾式貯蔵が行われる計画であ国の基盤研究開発の実施機関である（独）日本原子力研る。

究開発機構（以下、JAEA）、原環機構、電気事業連合会（以下、電事連）、および当研究所を含めた国内主要⑵

使用済燃料等の輸送技術研究機関が参加する「地層処分基盤研究開発調整会議」

我が国では、使用済燃料から再処理により分離されたにおいて、国内における基盤研究開発の全体基本戦略とプルトニウムをウランと混ぜて混合酸化物燃料（以下、研究開発マップが検討されてきている

MOX 燃料）に加工し、これを軽水炉で再利用するプル。

12）

サーマルを、2015 年度までに 16 ～ 18 基の原子炉で行⑷

ウラン廃棄物の処理処分

うことが電気事業の目標とされている 14）。2009 年５月

ウラン濃縮工場や原子燃料加工工場など、ウランを取に中部電力（株）、四国電力（株）、九州電力（株）の３り扱う原子力施設や研究・医療施設などからは、ウラン社により MOX 燃料の輸送が行われた。また 2010 年に核種を含む低レベルの放射性廃棄物が発生する。これら

英国からの返還ガラス固化体の輸送も開始されている。

は、ウラン廃棄物と呼ばれ、これまでに各事業所に保管

今後の原子力政策は不透明であるが、今後とも輸送技されている。その量は 2030 年度末には、200 リットル

術の合理化や輸送事故リスクへの対応など、安全、安心

ドラム缶換算で約 27 万本程度になるものと推定されての確保が望まれる。

いる。原子力委員会による「ウラン廃棄物処理処分の基

電中研レビュー No.55 ● 9

第１章
＜目標＞

バックエンド事業化・推進（＋基準・指針・民間規格策定）への寄与

高レベル放射性廃棄物処分

低レベル放射性廃棄物処分

ﾘｻｲｸﾙ燃料の輸送・貯蔵

国・実施主体・電気事業などからの受託研究
キャニスタＳＣＣ評価技術

貯蔵施設性能評価技術（除熱など）

キャスク密封性能評価技術

海没時の輸送安全評価手法

セメント系材料の開発長期性能評価技術（溶脱など）処分施設へのガス発生影響評価技術

微生物影響調査評価技術

安全評価手法（ニアフィールド核種移行評価など）

地下空洞の設計・長期安定性評価技術

ベントナイト材料の長期性能評価技術（熱など）

地下流動・物質移行特性調査評価技術（地下水年
代、コロイド影響など）

地質・地下水環境特性調査評価技術（コントロール
ボーリング調査技術など）

地質環境長期安定性評価（火山、活断層など）

プロジェクト研究を支える基盤要素技術

基盤技術（地質環境長期挙動調査評価、施設の設計・性能評価、施設材料特性長期挙動評価、安全評価手法）
知的財産（研究成果、特許、ソフトウェア、データベース）

図1-2-1

人 材

研究設備（横断的連携）

電力中央研究所のバックエンド関連基盤技術と反映先

1-2 電力中央研究所におけるバックエ
ンド研究の取組み 4）への協力と必要な技術開発の実施
また、放射線安全に大きく関係する放射性廃棄物処分システムの性能評価・安全評価の研究やそれらに関わる

バックエンドを取り巻く環境の変化が大きい中、バッ

データ取得、廃棄体検認に関する研究は、別途、プロクエンド事業推進における重要な課題解決のため、当研

ジェクト研究「合理的放射線安全確保」を設定して実施究所においては 2012 年まで３つのプロジェクト研究をしている。

推進してきた。

これらの各課題には技術的に共通するところが多いこ①

リサイクル燃料の輸送・貯蔵とから、所内の専門分野別研究所が連携して総合力を発②

高レベル放射性廃棄物処分

揮できる体制をつくり、また、限られた研究資源を有効③

低レベル放射性廃棄物処分活用するため、外部機関と積極的に連携・協力し、研究

TRU 廃棄物の地層処分は、高レベル放射性廃棄物処を推進している（図 1-2-1）。

分プロジェクトの中で、それ以外の廃棄物処分は、低レ
ベル放射性廃棄物処分プロジェクトの中に含めて研究を

以下では、当研究所におけるバックエンド技術に関わる最近の研究開発状況を紹介する。

実施している。
なお、現在は、これらを統廃合して次の２つのプロ

1-2-1

放射性廃棄物の処理・処分

ジェクトとして、新たな研究体制での取り組みを開始し研究展開を図 1-2-2 に示す。

ている。
①

使用済燃料の長期貯蔵管理技術の開発②

放射性廃棄物処分の長期安全性評価技術の体系化

これらの研究は、次のような目標を設定している。
・各バックエンド事業の円滑な推進の支援と将来展開に備えた技術の開発と確立
・国による基準・指針や学協会による民間規格の策定

10⑴

低レベル放射性廃棄物の処理・処分
低レベル放射性廃棄物の処分については、日本原燃が、コンクリートピット処分方式による第１号および第２号の浅地中処分施設を円滑に操業している。当研究所は、その円滑な操業を技術支援してきている。また、次期の

第１章

年

2000

2001

2002

2003

2004

2005

2006

2007

2008

2009

2010

2011

2012

2013
（H25）

2014

▲
ｺﾝｸﾘｰﾄﾋﾟｯﾄ処分埋設施設運転開始（2号）△
ｸﾘｱﾗﾝｽﾚﾍﾞﾙ設定△
余裕深度処分施設の安全評価に関する基本的考え方（原子力安全委員会 中間報告）△
余裕深度処分施設の安全評価に関する基本的考え方（案）（原子力安全委員会）▽原子力学会標準「余裕深度処分の安全評価手法」▽土木学会技術報告書「余裕深度処分の安全評価における地下水シナリオに用いる核種移行評価パラメータ設定の考え方」▽土木学会技術報告書「余裕深度処分における地下施設の設計、品質管理および検査の考え方」

セメント系
材料の長期
変質評価

セメント硬化体を用いたセメント水
和物の溶脱現象の研究

セメント系人工バリア材料の溶脱変質過程の解明

地下水中炭酸水素イオ
ンによるセメント系材
料の溶脱抑制高果

セメント系材料の長期耐久性評価に向けた純水および地下水模擬溶液を用いた溶脱挙動の合把握

セメント系材料と地下水の接触による2次鉱物生成メカニズムの把握

低熱ポルトランドセメントの長期変質による拡散・分配係数への影響評価
65℃におけるセメント系材料の熱変質試験

高温負荷による普通・低熱ポルトランドセメント硬化体の細孔構造変化とイ
オン拡散性および力学的物性への影響評価

セメント系材料の品質検査手法の開発

ベントナイトの長期変質評価海水の影響を考慮した各種ベントナイトの膨潤性の解明

セメント系材料の品質検査技術の開発

セメント系材料の養生方法の最適化と品質管理法の構築

高圧縮ベントナイトのアルカリ溶液影響評価

ベントナイト系材料の地化学反応による長期鉱物変遷の評価

セメント系材料の非破壊技術の開発

スメクタイト溶解へのアル
カリ溶液の種類の影響

ベントナイト混合土の塩影響
特性把握とその対策の検討

ベントナイトのガス透気特性評価

高圧縮ベントナイトのガス透
気メカニズムの解明と解析コ
ードの構築

低熱ポルトランドセメントの高温負荷による影響評価モデルの構築

ベントナイト混合土の塩影響メカニズムの解明

高圧縮ベントナイトガス透気特性評価の高精度化応力連成
解析コードの開発

ベントナイト系材料の諸特性評価
手法の提案

低配合ベントナイトガス透気特性評価と高精度応力連成解析コードの開発

高レベル放射性廃棄物処分事業支援（地点選定のための調査、評価技術の開発）△
実施主体設立△ＴＲＵ廃棄物事業

文献の基本的考
え方

概要調査における調査技術・評価手法の体系化

概要調査における調査技術・評価手法の高度化および開発（地表からの調査技術、評価手法）

精密調査における調査技術・評価手法の高度化および開発（調査坑道内でのサイト特性調）△
第１次ＴＲＵレポート取りまとめ（処分概念の検討）△
第２次ＴＲＵレポート取りまとめ（併置処分概念の検討）

△
制度化

△
実施主体設立ＴＲＵ廃棄物処分基本方策策定支援・地層処分対象分事業化支援

ＴＲＵ廃棄物処理処分技術開発（セメント系バリアの性能評価手法の開発とパラメータ取得、コロイド成分の影響評価）

黄色ハッチ項目はＴＲＵ廃棄物の特化した研究項目
ＴＲＵ廃棄物－ＨＬＷ併置処
理時の相互影響評価（セメント系材料と粘土系材料、岩との化学反応シミュレーション）

緑色ハッチ項目は放射性廃棄物に共通の研究項目
放射性廃棄物処分のソースターム評価研究（セメント系バリアの拡散抵抗性の評価、開発とパラメータ取得、コロイド成分の影響評価）

セメント系バリア、ベントナイト系バリア材料の変質挙動解析手法の開発

長期の放射性廃棄物処分における不確実性評価研究（リスク論的安全評価手法の開発、放射性廃棄物処分事業の体系的な品質保証概念の構築・提案）
放射性廃棄物処分のリスクコミュニケーションに関わる研究（HLW・TRU廃棄物処分のセーフティケースを対象としたステークホルダとの科学技術コミュニケーション）

図1-2-2 「放射性廃棄物処理・処分」の研究展開

電中研レビュー No.55 ● 11

第１章
埋設処分事業として、原子力発電所の運転や廃止措置・

射性雑固体廃棄物の減容処理に適用する技術を開発し、解体撤去に伴って発生する高 bg 廃棄物など、従来より実用化した。また、減圧アーク（本レビュー 5-2）を原もやや放射能レベルの高い低レベル放射性廃棄物を主な

子力施設廃棄物乾式表面除染技術として適用できる可能対象とした余裕深度処分が計画されており、その事業の性を示した。さらに、廃炉に伴い大量に発生する炉内構円滑な実施に向け、電気事業や日本原燃を技術的に支援造物などの大型廃棄体中の放射能濃度分布を、精度よくしている。特に、処分施設の設計・評価において必要と評価することのできる廃棄体内放射能評価システムを開なる処分場として想定される地化学環境条件下でのセメ発した。これらの技術は、搬出前検認技術としての活用

ントやベントナイト系などの人工バリア材料の千～万年が期待されている。

オーダーの長期性能（核種移行抑止機能である低透水性、低拡散性など）の信頼性や、地質・岩盤などの天然バリ⑵

高レベル放射性廃棄物地層処分

アの長期性能（核種移行抑止機能）の評価を進め、さら当研究所では、原環機構による高レベル放射性廃棄物には、施設検査技術や長期の不確実性への対処のためのおよび地層処分対象の TRU 廃棄物の最終処分事業を技品質保証体系の構築、確立を図っている。一方、国や学術的に支援するとともに、合理的な処分を行うための調会において進められている低レベル放射性廃棄物処分施

査・設計・評価技術の開発、実用化を図っている。特に、設の安全評価などに関わる基準・指針、あるいは民間規処分事業のマイルストーンを考慮し、３段階のサイト選格の策定に協力している。

定のうち、当面の目標となる概要調査地区選定後の調査

人工バリアの長期性能に関しては、処分環境条件下での円滑な実施、およびその後の精密調査地区選定の段階の長期耐久性試験（セメント系材料、ベントナイト系のに向けての調査・評価手法の高度化と体系化を図る一方、変質）の結果から、セメント系材料の変質挙動（Ca の最終処分施設建設地選定段階に備えて、必要となる調

溶脱あるいは溶出）は、二次鉱物の沈殿により抑制され査・設計・評価手法に関わる技術開発を進めている。

ることを明らかにした。また、それらの抑制効果を考慮

これまでに、地質環境特性に関する実データに基づき、できるように解析コードを高度化し、整備した 15）。さ

概要調査の具体的な実施方法について検討し、時系列的らに、高圧縮ベントナイト系材料の透気メカニズムを考で総合的な調査・評価フローを構築し、提案した。また、慮したガス移行解析手法を提案し、整備した。

原環機構との共同研究として、当研究所横須賀地区構内

また、当研究所の地質・地下水・水質・微生物などのにおいて、概要調査において用いられると想定される一調査技術を六ヶ所サイトの試験空洞に適用し、想定され連の調査技術、特に重要となるボーリング調査について、る処分施設設置深度付近では、安全性評価の観点から重計画からボーリング掘削、調査と評価の手順に関する現

要な還元性の環境が保たれていることなどを明らかにし場での適用性を評価し、取りまとめた。概要調査や精密た。

調査などで用いるための基盤技術開発に関しては、経産

一方、余裕深度処分に関する国の安全審査指針の改定に向けた検討が行われ省受託研究として、コントロールボーリング掘削調査技、2010 年 8 月に原子力安全委術（任意の方向と傾斜でボーリング掘削をしながら詳細

員会により改定された。それに連動して、原子力学会のな調査が可能な技術）の開発、改良、高度化と適用性実

民間規格や土木学会の技術報告書の取りまとめが行われ、証試験を、北海道幌延地区に分布する大曲断層を挟む地

その成果が公表されている。当研究所ではこれらの学会

域において実施している（JAEA との共同研究）。地表

活動 に 参 画 し、 特 に、土木学会エネルギー委員 会 が踏査や地震探査の結果に基づいて設定した計画孔跡に2008 年 6 月に取りまとめて公沿って、長さ約 950m、深さ 450m、最終傾斜がほぼ水表した技術報告書の作成では、当研究所が中心的な役割平となるボーリング掘削を 2010 年度に完了し、コントを果たした。これらの成果は、原子力学会おいて策定さロールボーリング掘削調査技術が、概要調査や精密調査

れた学会標準で十分に実用化できる見通しを示した 15）。さらに、当7）5, 16）

および 2009 年７月

8）に反映されている。

6）

さらに、低レベル放射性廃棄物処分をより合理的に行研究所が保有する水理特性調査評価技術、地下水年代測

うための関連技術として、アークプラズマを低レベル放定技術および地下水水質進化評価技術を組み合わせるこ

12

第１章

とにより、より精度の高い数 100 万年オーダーの地下水まとめ作業に協力し、研究成果の一部を同レポートに提年代測定技術、地下水流動評価技術として高度化・体系供した。特に、セメント材料の長期変質挙動モデルとし化を図り、我が国の複雑な地質地下水環境条件へ適用すて当研究所が開発したセメント鉱物（カルシウムシリるための実証研究を進めている（一部、経産省受託研

ケート水和物）の溶解沈殿モデルが、また、コロイド挙究）。

動の評価には当研究所のセメントコロイドの安定性モデ

一方、1991 年より、当研究所は、スウェーデン原子ルが採用されることになった。その後、原子力委員会の燃料廃棄物管理会社（SKB）のエスポ島地下研究施設に

長半減期低発熱放射性廃棄物処分技術検討会などで、当おける国際共同原位置試験研究に参加している。近年は、研究所の研究成果が検討され、議論された。

実規模の地下模擬処分施設の性能に関わる試験により、

なお、TRU 廃棄物処分の技術的課題で、一部の当該

当研究所開発の解析コードの適用性の検証などを行って廃棄物に特化したもの以外は、高レベル放射性廃棄物処いる。また、2008 年より、スイス放射性廃棄物管理共分や低レベル放射性廃棄物処分に共通する部分が多い。

同組合（NAGRA）のグリムゼル地下研における花崗岩

そこで、2000 年以降は、放射性廃棄物の種類や処分シを対象とした、「コロイドの形態と移動」に関する共同

ステム概念に共通する技術的課題に関する研究を継続し研究へ参加している。ここでは特に、経産省受託研究とている。

して、岩盤中トレーサ移行状況を精度よく評価する手法を開発・高度化するとともに、対象とする割れ目の性状

1-2-2

使用済燃料等の輸送・貯蔵を評価するためのラドン計測、音響を用いた断層写真計
研究展開を図 1-2-3 に示す。

測技術や高粘性流体試験法などを適用し、割れ目系岩盤中の物質移行を評価するシステムとして体系化した。さらに、スイス・モンテリ地下研究施設における堆積岩を⑴

使用済燃料の貯蔵技術対象とした国際共同研究では、岩盤の異方性を考慮した

当研究所ではこの 10 年にわたり、金属キャスクやコ

応力測定法の適用・実証の研究などを行っている。このンクリートキャスクによる乾式の使用済燃料中間貯蔵技

ほか、東急建設（株）、横浜国立大学との共同研究によ術の確立に向け、落下衝撃、密封性、除熱性能などの研り、堆積軟岩が分布する相模原の地下坑道内で、処分環究を継続して実施してきた。それらの成果の多くは、国境を模擬した原位置ヒーター試験を実施し、計測技術や内外の学会標準や国際原子力機関（以下、IAEA）国際物理探査による温度分布評価法などの高度化を行うとと基準、あるいは国内の基準・指針などに反映されてきてもに、加熱時の岩盤挙動の特性を把握した。

いる。
近年では RFS が、青森県むつ市において、我が国初⑶

TRU 廃棄物処分の金属キャスク方式による使用済燃料貯蔵施設である

TRU 廃棄物処分に関わる研究は、1997 年度から本格「リサイクル燃料備蓄センター」の 2012 年操業開始を目的に開始した。特に、TRU 廃棄物処分システム材料と指した事業許可申請を行い、2010 年５月に国の許可をして重要視されているセメント材料を重点的に研究し、得た。現在は、１年遅れでの 2013 年 10 月操業開始を目

その長期変質挙動、核種収着挙動、コロイド発生と移行

指して準備が進められている。

に関する実験と解析モデルの構築の両面から取り組み、研究成果をあげてきた

これまでに、金属キャスク貯蔵の安全性に関して航空。一方、我が国の TRU 廃棄機が貯蔵建屋に落下衝突した場合を想定した高速飛来物物処分の概念検討、および高レベル廃棄物との併置処分

衝突時の試験を行い、結果の分析や数値解析による評価も含めた処分技術の検討が、関係機関の共同作業としてに基づいて、キャスクが十分な密封健全性を有すること進められ、電事連と核燃料サイクル開発機構（現在のなどを確認した 26）｡

17-23）

JAEA）によりそれぞれ、第一次 TRU レポート（2000年）

および第二次 TRU レポート（2005 年）

また、次世代型貯蔵方式として、使用済燃料をキャニとしスタと呼ばれる鋼製容器に収納した上で、それをコンクて取りまとめられた。当研究所はこれらのレポート取り

リート製キャスクに貯蔵する方式（コンクリートキャス

24）

25）

電中研レビュー No.55 ● 13

第１章
2000

年

2001

2002

2003
（H15）

2004

2005

2006

2007

2008
（H20）

2009

2010

2011

2012

2013
（H25）

2014

目

使用済燃料の発電所敷地内・敷地外貯蔵の技術基準策定支援・許認可支援標
主 な 研 究 項 目

リサイクル燃料の輸送・貯蔵

輸送物の事故時安全解析手法の開発と許認可支援

コンクリートキャスク貯蔵に関する研究［通常時・事故時除熱性、耐震性、コンクリート塩害・中性化・キャニスタ落下事故時構造健全性など］

金属キャスク貯蔵に関する研究

長期健全性に関する研究

輸送に関する研究（SCC対策技術開発）［耐震性、長期密封性、徐熱性］［金属ガスケット応力緩和試験など］［事故時安全解析手法の開発と許認可支援、ゴムガスケット経年劣化評価、緩衝体材料データベース構築］

図1-2-3

使用済燃料の輸送・貯蔵の研究展開

ク貯蔵）など、新しい貯蔵技術の実用化に向けて、下記

ルサーマルが開始されたことに呼応して、MOX 燃料ののような要素研究、実証試験研究などを推進している。

輸送が開始されるとともに、海外からの返還放射性廃棄

キャニスタの長期密封性に関して、高耐食性キャニス物（高レベル）の輸送についても、これまでの仏国に替タ材を対象とした応力腐食割れ（以下、SCC：Stress

わり英国からの海上輸送が始まっている。当研究所では、Corrosion Cracking）試験を行い、60 年程度の貯蔵期

これらの海上輸送の安全性や事故時のキャスクの密封機

間中にキャニスタ表面に SCC が発生する可能性は低い

能の健全性に関わる研究を推進し、継続して研究成果をことを示した 27）。さらに、コンクリートキャスクの地

基準・指針に反映させてきた。

震時安定性については、実物大のコンクリートキャスク

現在は、今後の輸送量の増大などに備え、より合理試験体を用いて、（独）防災科学技術研究所兵庫耐震工

的・経済的な輸送技術の確立に向けた技術開発を行って学研究センターの実大三次元震動破壊実験施設（E －いる。

ディフェンス）の大型振動台による試験を行った。この
結果、固縛をしないコンクリートキャスクは、地震によ1-2-3

電力中央研究所における基盤技術の開発

り揺れ、滑りや回転を伴う３次元的な応答を示すが、阪神大震災規模の地震でも転倒には至らないことを明らか

本レビュー 1- 2 の冒頭で述べたように、当研究所は、にした。また、この試験結果から、キャスク内部に収納

バックエンド事業を支援するためのプロジェクト研究をされた使用済燃料集合体に発生する最大応答ひずみは弾重点的に推進している。これまで、低レベル（廃炉措置

性範囲内であることを示すとともに、地震時のキャスクを含む）
・高レベル放射性廃棄物処分、使用済燃料の輸の転倒評価指標と地震力に対する燃料集合体の応答評価

送・貯蔵などのバックエンド研究を長く継続して実施し手法の提案も行った 26）。

てきており、この分野で総合的で豊富な技術蓄積を有している国内有数の研究機関である。

⑵

使用済燃料等の輸送技術

プロジェクト研究の推進においては、開発すべき技術

使用済燃料や放射性廃棄物（返還放射性廃棄物を含課題の将来展開を見通した上で、限られた研究資源を有む）の輸送に関する当研究所の研究は、おおむね 10 年

効に活用するとともに、総合力を発揮して目標を達成でほど前までに技術的な検討は完了し、それまでの成果は、きるように、図 1-2-1 に示すような研究展開を図ってい基準・指針や学会標準の策定と輸送事業の推進に反映さる。この中で、開発を進めるべき基盤技術として、「地せている。最近の状況として、我が国の原子力発電でプ

質環境長期挙動調査評価」、「施設の設計・性能評価」
、

14

第１章

「施設材料特性長期挙動評価」、「安全評価手法」の４つを位置づけ、研究を進めている。以下に、それぞれの研究の主な内容と方向性をとりまとめた。

⑷

安全評価手法当研究所では、これまでに使用済燃料などの海上輸送時の安全評価に必要な海洋大循環・環境影響評価手法を確立しており、今後増大する原子燃料・廃棄物の輸送時⑴

地質環境長期挙動調査評価

安全評価に対するこの手法の適用を図っている。一方、地震・断層、火山・火成活動、隆起・浸食、地形変動

放射性廃棄物処分施設における人工バリアの長期挙動、などの地質環境の長期安定性、および地質・岩盤・地下処分施設周辺岩盤中の核種移行評価手法、および天然バ

水・地化学などの地質環境特性に関する調査技術は、こリア中の地下水流動・物質移行評価手法については、国れまでの電力施設の立地調査などにより豊富な知見と技内外における地下研究施設などを活用した共同研究によ術蓄積があり、さらにこれらの技術を処分問題などに特り、高度化と適用性の実証を進めている。さらにこれら有の超長期性などを考慮し、最先端の技術に進化させての評価のもととなる核種収着モデル評価や人工バリア・きている。例えば、地下水中に存在する He、 He や Cl

天然バリア中での放射性核種移行評価技術、ならびにリを用いた 100 万年オーダーの古い地下水年代を精度よくスク論的考え方に基づく不確実性解析や線量評価の技術

測定する技術やサンプリング技術などは、当研究所が独も高いレベルで保持している。

3

4

自に蓄積した技術をさらに高度化し、実用化したものである。
⑵

施設の設計・性能評価

1-2-4

電力中央研究所における国際研究協力

当研究所は、放射性廃棄物処分および使用済燃料貯蔵

使用済燃料の輸送・貯蔵に主に関わる技術として、落に関する技術を確立するために、欧米において先行して下衝撃、除熱性能、地震時安定性、金属材料腐食、およいる技術・情報を吸収しつつ、また、国内では困難な

び経年劣化・長期密封性などの試験・評価技術（実規模

フィールド試験や実規模実証試験などを行うため、海外

大を含む）は、バックエンド事業支援のために、当研究の機関との共同研究や研究交流を積極的に推進している。

所が継承してきた技術をさらに開発・高度化したもので

表 1-2-1 に国際共同研究の一覧を示す。

ある。また、処分施設関連では、地下空洞・地下処分施設の長期安定性評価技術などの開発・高度化を進めてき

1-2-5

本レビューの構成と内容ており、2009 年度初めには超長期遠心載荷岩盤実験装置を導入している。この装置を利用することで、超長期以上、電中研レビュー№ 40「原子燃料サイクルバッ

にわたる廃棄体周辺の人工バリア、ニアフィールド岩盤

クエンドの確立に向けて」を刊行した 2000 年以降の約の挙動を、時間を短縮して評価する実験を行うことが可12 年間のバックエンド研究の国内動向を見渡すととも能である。

に、その間の当研究所の技術開発の取り組み状況について概観した。

⑶

施設材料特性長期挙動試験評価
処分施設材料として重要なベントナイト系やセメント

以 降 の 各 章 で、 研 究 内 容 の 詳 細 を 紹 介 す る。 本 レ
ビューの内容構成は、以下の通りである。

系の材料に関しては、千年オーダーあるいはそれ以上の第Ⅰ部；原子燃料サイクルバックエンド研究の全体像

長期バリア性能を評価する必要性が高まってきている。

１章では、最近の約 12 年間の原子燃料サイクルバッ

このため、当研究所では、実際の処分環境の地化学条件

クエンド研究の概要を紹介する。

などを考慮して、各種の長期挙動試験や評価手法の開第Ⅱ部；放射性廃棄物処理・処分技術

発・高度化を進めている。処分施設の設計や評価におい

低レベル・高レベルの放射性廃棄物処理・処分の課題て、不確実性や過度の保守性をできるだけ排除した合理的な処分方法を確立することを目標としている。

解決のために共通する基盤研究の成果を紹介する。
放射性廃棄物処分施設は、核種移行抑制機能が要求されることから、低透水性や低拡散性の特徴を有するセメ

電中研レビュー No.55 ● 15

第１章
表 1-2-1
共同研究／協力名称

国際共同研究・研究協力一覧

相手機関

モンテリ国際共同研究プロ モンテリコンソーシアム
ジェクト
（スイス）

エスポ地下研究所（HRL） スウェーデン原子燃料
国際共同研究廃棄物管理会社（SKB）
国際共同研究コロイド移行（CFM）プロジェクト（ス スイス放射性廃棄物管理
イス・グリムゼル地下研究 共同組合（NAGRA）
所）
バックエンド分野における 台湾原子力科学技術協会
研究協力協定（NuSTA）

期

間

実施概要

2002〜

高速道路の避難坑道を利用したモンテリサイトにおいて堆積岩（オパリナスクレイ）を対象とした高レベル放射性廃棄物処分に関わる主としてサイト特性調査に参加し
ている。

1991〜

エスポ HRL において地下約 450 ｍ程度の花崗岩（結晶質岩）を対象とした高レベル放射性廃棄物地層処分に関わる原位置試験研究に参加している。近年では特に、熱・水・応力・化学の連成挙動に関わる試験・評価を行っている。

2008〜2012

グリムゼルテストサイト（花崗岩）において、コロイドの発生メカニズムやコロイドが放射性核種の移行に与える影響について検討するための原位置実験に参加してい
る。

2009〜

放射性廃棄物の処理・処分や使用済燃料の輸送・貯蔵な
どバックエンド全体にわたる技術分野に関わる情報交
換や研究協力を推進している。台湾核能研究所（INER）
も台湾側の協力機関で参加。

コンクリートキャスク（VSC-17）の経年変化に対 アイダホ国立研究所（INL、2003〜2007
する調査研究に関する日米 米国）
共同研究

コンクリートキャスクの経年変化に関する実測データを取得するため、アイダホ国立研究所において 15 年以
上屋外で使用済燃料を実貯蔵実験中の VSC-17 型コンク
リートキャスクを対象に、キャスク内外の表面状態や遮へい性能に関する実測試験を実施した。

ボールト貯蔵除熱解析に関 フランス原子力庁（CEA、2006〜2008
する日仏共同研究仏国）

キャニスタ貯蔵システムの除熱性能解析手法を確立するため、CEA が実施したボールト貯蔵体系のキャニスタ
縮尺モデルの除熱試験データに対し、ベンチマーク解析を実施した。

フランス原子力庁（CEA、
高温コンクリート耐久性に 仏国）
2006〜2011
関する日仏共同研究
フランス電力公社（EDF、仏国）

キャニスタ貯蔵システムのコンクリート構造物の合理的な温度制限値を提案するため、CEA が保有するボール
ト貯蔵施設の実物大部分モデルの加熱試験（80℃）を実施し、コンクリートの微視的構造物性が温度とともに変化する挙動に関わる試験・評価を行っている。

フランス原子力庁（CEA、金属ガスケット応力緩和に 仏国）
2009〜2016
関する日仏独共同研究
ドイツ原子力サービス会社（GNS、独）金属キャスクの密封性能に及ぼす経年変化の影響を評価するため、金属ガスケット被覆材の応力緩和特性とガスケットの強度特性に関わる試験。評価を行っている。

ガスケット漏えい特性に関 ドイツ連邦材料研究所
する日独共同研究（BAM、独）2010〜2012

金属キャスクに使用される金属およびゴムガスケットの経年変化評価に必要な物性データを取得するため、19年間以上にわたり、高温状態で経年変化したガスケットの分析・評価を行っている。

セメント系材料への TRU
旧 AEA テクノロジー社、
核種の収着特性評価試験
1997〜2005
Serco 社（英国）（フェーズ 1 〜 3）

放射性廃棄物、とりわけ TRU 廃棄物の処分に固化材・充填材・構造材として使用される予定のセメント系材料
による核種移行抑制効果の評価のため、セメント系材料への TRU 核種の収着データ、セメント硬化体中の拡散
データ、セメントコロイドへの核種収着データなどを取得し、評価モデル開発に役立てた。

セメント系材料による放射性核種固定化の分野におけ パウル・シェラー研究所
る協力（フェーズ 1、フェー （スイス）
ズ 2）

2000〜2005

TRU 廃棄物の処分に固化材・充填材などに大量に使用される予定のセメント系材料について、放射性核種移行に対するバリア機能評価のためのデータ取得、機構解明を実施した。

経済協力開発機構 / 原子力
経済協力開発機構 / 原子機 関「 収 着 プ ロ ジ ェ ク ト
2000〜2003
力機関（OECD/NEA）（フェーズ 2）」放射性核種収着メカニズムモデルの適用性を検討するた
め、参加 12 機関が共通の対象（バリア材、収着放射性核種）に対して解析のベンチマークを実施し、モデルの妥当性や安全評価におけるモデルの位置づけについての共通認識を形成した。

16

第１章

ント系材料、ベントナイト系材料などのいわゆる人工バ

サーマルが開始されたことなどから、放射性物質の輸送

リアと、地盤や岩盤などの天然バリアで構成される。放の一層の安全性の向上が求められている。これらに対応

射性廃棄物処分施設の設計に際しては、これらの天然バ

する輸送 ･ 貯蔵技術のさらなる合理化が焦眉の課題でリア、人工バリアの核種移行抑制機能を精度よく評価し、ある。

放射性核種の移行挙動を計算して生物圏での被ばく線量

６章、７章では、それぞれ金属キャスクおよびコンクを評価する安全評価が行われ、施設の安全性が担保されリートキャスクを実用化するための設計要件である、金る。当研究所では、これらの過程における種々の技術開

属キャスクの①密封性能の評価、②貯蔵施設の貯蔵時除発を進めてきている。

熱性能の評価、③コンクリートキャスク用キャニスタの２章では、処分施設が建設される地盤の長期安定性の

SCC の評価 ･ 対策、コンクリートキャスクの④地震時観点から、①地盤の隆起 ･ 浸食、火成活動、活断層 ･ 活

転倒安全性の評価、⑤遮へい性能の評価について紹介す褶曲の調査 ･ 評価技術、核種移行の媒体となる②地質・る。

地下水の状況を把握するための調査 ･ 評価技術、処分施設を建設するために実施する地盤掘削による周辺地盤の８章では、キャスク貯蔵以外の貯蔵方法としてのトンネル貯蔵技術、ボールト貯蔵技術について紹介する。

変化を、③地下水を介して物理 ･ 化学的に調査する技術

貯蔵施設の安全性を確保するための遮へい性能や除熱および④微生物影響の調査 ･ 評価技術について紹介する。

性能評価では、使用済燃料の中に生成する核種の量を精

３章では、人工バリア候補材料の長期健全性に関わる度よく評価する必要がある。９章では、①核種生成量の技術として、①処分環境を考慮したベントナイト特性評

評価精度向上方法、および②燃料棒の長期健全性評価技

価技術、②セメント系材料の長期耐久性試験・評価技術、術について紹介する。

③ベントナイト長期挙動試験評価技術、④処分場の品質10 章では、輸送安全性向上技術として、①緩衝体用管理技術、長期的な耐久性が期待できる⑤新しい人工バ

木材の高温圧潰特性、②密封ゴムシールの耐久性、およリア材料開発、および⑥地下空洞の長期安定性評価技術

び③海上輸送時の仮想海没時の環境影響評価について紹

について紹介する。

介する。

４章では、安全評価で必要となる技術として、①放射性核種の挙動に影響する廃棄物固化体や人工バリアの長期的な変質挙動、②廃棄物固化体と人工バリアおよびそ第Ⅳ部；研究成果の活用と今後の展開
これまでの研究成果の活用例を紹介し、今後の展望をとりまとめる。

の周辺岩盤を含むニアフィールド中での核種移行評価のためのデータ取得やモデル解析技術、さらには③評価が参考文献

超長期に及ぶことに起因するデータやモデルの不確実性

1-1の取り扱いに関する技術について紹介する。

1） 原子力委員会：原子力政策大綱、閣議決定、2005 年．

５章では、放射性廃棄物の減容に役立つバックエンド
関連技術として、発生する低レベル放射性廃棄物の容積を極力減らすための①プラズマ溶融処理技術、②減圧
アーク除染技術、原子炉の廃止措置に伴って大量に発生する大型放射性廃棄物の放射能濃度を検査 ･ 評価する③
検認技術について紹介する。
第Ⅲ部；使用済燃料等の輸送・貯蔵技術
使用済燃料などの輸送・貯蔵に関する基盤研究の成果を紹介する。
高レベル放射性廃棄物の処分事業の現状に鑑みて、原子燃料サイクルの柔軟性を確保する観点から、使用済燃料などの貯蔵技術の重要性が増している。また、プル

2） 総合資源エネルギー調査会 電気事業分科会 原子力部
会：原子力立国計画、2006 年．
3） 河西基：放射性廃棄物処分技術の展望と電力土木の役割、電力土木、No.343、2009 年．
4） 河西基：バックエンド事業の円滑な推進を支える使用済燃料輸送・貯蔵と放射性廃棄物処分にかかわる先端技術の開発、日本原子力学会誌、Vol.52、No.1、2010 年．
5） 原子力安全委員会：低レベル放射性廃棄物埋設に関する安全規制の基本的考え方（中間報告）、2007 年．
6） 日本原子力学会：日本原子力学会標準 余裕深度処分の
安全評価手法、AESJ-SC-F012-2008、2009 年．
7） 土木学会 エネルギー委員会 低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分に関する研究小委員会：余裕深度処分の安全評価における地下水シナリオに用いる核種移行評価パラ
メータ設定の考え方、2008 年．
8） 土木学会 エネルギー委員会 低レベル放射性廃棄物の余

電中研レビュー No.55 ● 17

第１章
裕深度処分に関する研究小委員会：余裕深度処分におけ

19）杉山大輔、藤田智成：熱変成によるセメントの核種収着る地下施設の設計、品質管理および検査の考え方、2009

性能の変化、電力中央研究所研究報告 U97106、1998 年

年．

8 月．

9） 特定放射性廃棄物の最終処分に関する法律、平成 12 年
法律第 117 号、2000 年、2007 年 3 月改正．

分の性能評価に与えるコロイドの影響－セメント水和物

10）原子力発電環境整備機構：知ってほしい今、地層処分－
放射性廃棄物の地層処分に向けた取り組み－、原環機構
パンフレット、2009 年．

からのコロイドの発生とその特性評価－、電力中央研究
所研究報告 U99057、2000 年 5 月．
21）杉山大輔、藤田智成、中西

11）原子力発電環境整備機構：地層処分事業の安全確保（2010 年度版）－確かな技術による安全な地層処分の実現のために－（概要版） NUMO-TR-12-04、2012 年

潔：水との接触によるセメ

ント水和物の化学的変質、電力中央研究所研究報告
U99044、2000 年 5 月．
22）杉山大輔、藤田智成、中西 潔、J. A. Berry、S .J. Williams：

12）経済産業省資源エネルギー庁・（独）日本原子力研究開

セメント水和物へのアクチニド元素収着挙動の実験的検発機構：地層処分計画を支える技術基盤の継続的な強化

討、電力中央研究所研究報告 U99045、2000 年 5 月．

－国の地層処分基盤研究開発の成果と今後の展開－、全23）塚本政樹、藤田智成：セメント系材料との相互作用によ

電通ホール、2007 年．

る岩石および緩衝材の変質反応シミュレーション、電力

13）原子力安全委員会 原子力バックエンド対策専門部会：
ウラン廃棄物処理処分の基本的考え方について、2000 年．
14）電気事業連合会ホームページ．
15）地球工学研究所：我孫子地区

中央研究所研究報告 U99046、2000 年 5 月．
24）電気事業連合会・核燃料サイクル開発機構共同作業チー
ム：TRU 廃 棄 物 処 分 概 念 検 討 書、JNC TY1400-2000-

研究概要－ 2008 年度研究成果－、pp.5-6、2009 年 6 月．
16）総合資源エネルギー調査会 原子力安全・保安部会

001、TRU TR-2000-001、2000 年．
25）電気事業連合会・核燃料サイクル開発機構：TRU 廃棄

廃物処分技術検討書－第 2 次 TRU 廃棄物処分研究開発取棄物安全小委員会：低レベル放射性廃棄物の余裕深度処

りまとめ－、JNC TY1400-2005-013、FEPC TRU TR2-分に係わる安全規制について、2008 年．
17）藤田智成、杉山大輔、塚本政樹、横山速一：TRU 廃棄物処分の化学的バリア性能に関する課題の調査、電力中央研究所調査報告 U97017、1997 年 8 月．
18）杉山大輔：浸漬試験によるセメント材料の長期変成挙動に関する検討－試験条件、方法の検討－、電力中央研究
所調査報告 U97019、1997 年 8 月．

1820）藤田智成、杉山大輔、S. W. Swanton：放射性廃棄物処2005-02、2005 年．
26）電力中央研究所：原子力研究の主要な成果、2008 年版、2009 年 1 月、2009 年版、2009 年 8 月．
27）三枝利有他：中間貯蔵用キャニスタの耐食性評価 －（1）
応力腐食割れ評価手法の提案－、日本原子力学会 2009
年秋の大会、2009 年．

放射性廃棄物処理・処分技術

第２章

地質地下水

環境調査評価技術

2-1

地質環境長期安定性評価技術… ……………………… 20

2-1-1

隆起・侵食評価技術

2-1-2

火成活動評価技術

2-1-3

活断層周辺地盤の変形評価技術

2-2

地質地下水環境特性調査評価技術… ………………… 25

2-2-1

コントロールボーリング掘削・調査技術

2-2-2

地下水年代測定技術

2-2-3

地下水流動解析技術

2-2-4

物理特性情報の変換解析技術

2-3

ニアフィールドの地質・地下水・溶質移行特性の調査技術… ……………………………………………… 33

2-3-1

坑道掘削影響領域評価技術

2-3-2

原位置トレーサ試験による溶質移行特性評価技術

2-4 天然バリア中の地化学・微生物影響調査評価技術…… 36
2-4-1

地下岩盤の地化学環境調査技術

2-4-2

処分環境における微生物影響評価技術

2-5

概要調査における調査・評価手法の体系化… ……… 38

2-5-1

概要調査の調査 ･ 評価フローの構築

第Ⅱ部 第２章

第Ⅱ部

2-1

地質環境長期安定性評価技術の指標となる河成段丘の対比・編年の信頼性向上と、この手法の検証が課題であった。そこで、当研究所では、

第
第Ⅱ２
部章第２章

地質環境長期安定性評価技術については、当研究所で段丘対比・編年手法の高度化を進めつつ、河成段丘を用は、処分地の選定調査で必要となる調査・評価体系の構いた手法を検証するとともに、隆起・沈降運動様式を把築に向けて、隆起・侵食、火成活動、活断層・活褶曲の握し、地域スケール（数 km ～数 10km）での隆起・沈３項目に関わる調査技術・評価手法の高度化を、NUMO

降特性を評価する手法の開発を進めてきた。

受託研究および関連する当研究所の所内研究として進め⑴てきた。

段丘対比・編年技術

隆起・侵食については、地層処分事業、余裕深度処分段丘の対比・編年技術は、余裕深度処分事業や原子力事業のいずれにおいても、処分場の立地選定のための１発電事業における地質調査でも必要とされる基礎技術でつの重要な指標となる第四紀後期の隆起量を適切に評価ある。幡谷ほか 3）、幡谷 4，5）は、地質年代データの解釈するため、特に、内陸部の河成段丘を用いた隆起量評価を誤って段丘の形成年代を若く見積り過ぎてしまうとい

手法を高度化するため、段丘の対比・編年の信頼性と精う、段丘対比・編年における基本的問題を取り上げ、地度の向上、ならびに河成段丘を用いた隆起量評価手法の

形層序と地質層序のバランスを重視した総合的な段丘対検証を進めてきた。さらに、隆起・沈降量（速度）の調比・編年への回帰の必要性を論じた。

査を海岸域から内陸部まで展開することにより、隆起・続いて、幡谷ほか 6）、幡谷・濱田 7）は、詳細な火山灰

沈降運動様式の把握、活構造の検出、ならびに活動性評

分析手法 8） を使って、幡谷 4，5） の段丘対比・編年戦略

価への適用に関しても検討を行ってきた。

の妥当性を実証した。山本ほか 9） は、数値標高モデル

火成活動については、文献調査により既存の第四紀火（DEM）を用いた段丘面形状の定量化手法を提案し、空山周辺の明らかに処分地に適さない地域が除外された後

中写真判読による段丘面の形態認識の妥当性と対比の根の調査段階において、長期的な安全性確保のために考慮

拠を示した。濱田・幡谷 10-12） は、河成段丘を構成するすべき要件の１つである、マグマの貫入・噴出に関する被覆層と段丘礫層の風化指標の見直しを行った。これら

評価手法の検討に取組み、既存火山におけるマグマの移の成果は、段丘面の開析の程度、段丘を構成する地質の動特性に関する検討を進めた。また、過去の火山活動の風化といった経験的指標の有効性を客観的に示すものと時空分布の特徴（偏在・集中傾向）に対し、関連する現なり、段丘対比・編年技術の高度化（図 2-1-1）に貢献

象の重ね合せによる新規火山評価の考え方の構築を進めし、特に、内陸部隆起量評価に用いる海洋酸素同位体スてきた。

テージ６の後期（14 万年前頃）に形成された段丘の同活断層・活褶曲については、廃棄体に影響を及ぼしう

定の信頼性を向上させた。

る活構造の影響範囲や影響程度の認定が大きな課題として残されていたことから、活褶曲・活撓曲、および活断層帯の発達過程やメカニズムを考慮した影響範囲、影響程度の認定方法に関する検討を進めてきた。

⑵

河成段丘を用いた隆起量評価手法
幡谷 13） は、活断層の両側で河成段丘を使った手法 2）

から求められる隆起量の差と断層落差の比較から、手法

以下に、地質環境長期安定性評価技術に関わるこれらの妥当性を検証した。さらに、隆起・沈降量（速度）の調査を、海岸域から内陸部まで展開することなどにより、の３項目の代表的な研究成果を紹介する。

第四紀後期の隆起・沈降運動の特性評価（活構造の検出、

2-1-1

隆起・侵食評価技術

広域的な傾動の把握）へ応用した 13，14）。
幡谷ほか 6）、幡谷・濱田 7）は、河成段丘の発達がよい

2000 年時点で、海成段丘から見積られた第四紀後期

新潟県中越地方を研究対象として、内陸部隆起量評価手の隆起量データが網羅的に集積されていたが 、内陸部

法の高度化を図り（図 2-1-2）、活構造（活断層、活褶曲、の研究は遅れていた。内陸部の隆起量については、河成活撓曲など）の検出、隆起・沈降様式の把握に、河成段段丘を用いて見積る手法

丘の比高のみならず、段丘の分布情報そのものも活用す

1）

20

2）

が知られていたが、隆起量

段丘面の開析程度、連続性、層位関係等の調査

第２章

地形面の開析程度、
分布形態、連続性

段丘堆積物・被覆層の性状、経験的
指標の層位
指標火山灰の出現層準、段丘の層位・形成年代との関係

試料採取技術、14Ｃ法、ルミネッセンス法等

段丘対比・編年は、隆起量評価や活構造評価において最も基礎的な情報である。地形層序・地質層序の対応関係（バランス）を重視し、段丘対比・編年において火山灰層序・数値年代データを論理的に解釈するための基本的考え方に則り、多角的に検討し、段丘対比・編年の信頼性の向上を図った。

図 2-1-1

総合的段丘対比・編年の実践 3-7,9,10）

断層の落差は、相対的隆起量である。河成段丘の比高から見積られた断層崖の両側の隆起量（TT 値）の差がこれにほぼ等しいことから、河成段丘を用いた隆起量の見積りは妥当と考えられる。

図 2-1-2

河成段丘を用いた隆起量の見積りの検証（宮城県仙台市広瀬川の河床縦断図）13）ることを提案した（図 2-1-3）。
ここで述べる内容のうち、山本ほか⑶
9）は、NUMO 受

侵食量評価に向けた検討
隆起・沈降特性評価の研究に比べ、侵食量評価は遅れ

託研究「概要調査における地質環境の長期安定性（火山、ているので、侵食量評価に向けた基礎的な研究を実施し隆起、浸食）の調査技術・評価手法の高度化」の成果のた。

一部をとりまとめたものである。

山本ほか 9） は、空中写真判読における段丘面の開析の程度が段丘対比の指標になるという経験則を定量的に

電中研レビュー No.55 ● 21

第２章
幡谷・濱田 7）に基づき作成。A：新潟県中越地方の魚沼丘陵を東西に横断する魚野川沿いの基線に河成段丘の分布標高を投影したもの（河床縦断段丘投影図）。B：河成段丘から見積った過去 10 万年間の隆起量。赤
破線は主要な隆起・沈降変動境界（活構造）で、これらを境に隆起量、河成段丘の分布（段丘面の段数や比高の分布（変化）など）が異なる。

図 2-1-3河成段丘の分布、隆起量の見積りと活構造 7）を改変裏付けたが、これは同時に、年代ごとの侵食の状態を客る 15，16）。

観的に表現したことになる。ここで得られた地形面の形

・ 既存の火山（マグマ供給系）からのマグマの移動：既成年代と侵食量の指標の関係は、今後、数値シミュレー
ションなどの地形変化予測手法を検証する鍵となること

存火山評価（個々の火山スケール）
・ 対象地域での新たな火山の発生：新規火山評価（火山が期待される。

同士の時空間スケール）
当研究所では、この２つの異なる時空間スケールにお

⑷

今後の展開

ける評価の項目、必要な情報、調査・評価の手順を明確

段丘対比・編年手法については、特に、中期更新世の化するために、既存火山におけるマグマの移動特性に関段丘に重点を置いて、今後も継続的に研究を進める。まする検討を進めるとともに、過去の火山活動の時空分布

た、段丘を用いた隆起量評価／隆起特性評価については、の特徴（偏在・集中傾向）に対し、関連する現象の重ね隆起・沈降運動を地質構造発達史の中で位置づけること合せによる新規火山評価の考え方の構築を進めてきた。

により、さらに高度化を図る。一方で、隆起特性評価の観点に基づいた活断層評価事例を蓄積する。

⑴

既存火山評価地下施設に対するマグマの移動・到達の観点からは、

2-1-2

火成活動評価技術

個々のマグマ供給系において、その寿命の範囲内で、マグマの移動を支配する要因を理解するとともに、マグマ

高レベル放射性廃棄物処分地の選定調査の場合、特に、が地下で側方にどこまで拡がりうるかを把握することが文献調査により既存の第四紀火山周辺の明らかに適さな

基本的に重要である。この評価のためには、①個々の第い地域が除外された後の概要調査では、処分候補地に対四紀火山の活動特性と形成発達史（特に、マグマ活動のして、次の２つの場合に分けて、将来的にマグマが処分位置、様式、貫入・噴出量の時間変化）、②火山体地下場へ移動・到達しえないことを評価しておく必要があのマグマ供給系の構造、③マグマの性質とその進化、④22

存火山評価を通じて得られる第四紀火山の規模・活動様

石学的手法、および地球物理学的・測地学的手法を通じ式からの類推により、評価を行うことが可能である 16）。

て得られる広範なデータを組み合わせて検討を行うこと

各時代で火山が分布する海溝側の境界を火山フロントが必要と考えられる。

とすれば、日本列島における中新世後期以降の火山フロ

16）

特に、火山におけるマグマの側方への移動に対する支

ントの移動速度は、数 km/100 万年程度以下であり、10配要因として重要な要素は、広域応力場と火山体近傍の万年程度の将来において、現在の火山フロントの海溝側

局所的応力場の組合せ、あるいはそれらに起因する断裂での新たな火成活動の発生は考えられない 20）。一方、系である 17，18）。国内の情報の豊富な活火山の火口（噴火山フロントの背弧側における新規火山の発生可能性評

火位置）の移動に関する事例調査結果に基づけば、

価については、近年、火山の時空間分布の規則性・偏在マグマの移動しやすい範囲や方位を把握するためには、性が明らかにされ 21-23）、なおかつそれと地形学的・地質

応力場の基本的性質（圧縮・引張）、水平差応力の大き

学的・地球物理学的諸現象 24，25）との対応関係が明らかさ、局所応力場の範囲との関係に着目する必要がある。

にされてきたことから、これらの現象の重ね合せによる

19）

評価の考え方の構築が急務となっていた。
⑵

新規火山評価これを受け、Kondo16） は、沈み込み帯における火山

処分場選定調査の対象地域での新たな火山の発生可能分布の規則性・偏在性と関連する現象との対応関係にお性については、既存のマグマ供給系の評価とは別に、火いて典型例といえる東北日本を対象としたケーススタ

山同士の時空間スケールの観点から、将来的な火山の発

ディーを通じ、新規火山評価の項目・手順、必要な情報

生場所と規模・活動様式に関する評価が必要である。そなどを明確化した（図 2-1-4、図 2-1-5）。

の評価のためには、日本列島のような沈み込み帯の場合、処分候補地が火山フロントの近傍ないしは背弧側に位沈み込みの条件が一定の下での火山の集中・偏在傾向の置する場合には、この新規火山評価のための検討が必要

持続性に着目することが重要である。新規火山の発生場となる。まず、沈み込みの条件の継続性の観点から、対所については、それらの現象を最もよく説明する地質学

象とする時代範囲を設定し（東北の場合、約 1,000 万年的なモデルをもとに、過去数 100 万年オーダーで認定し程度）、過去の火山活動の時空分布における規則性・偏うる火山活動の規則性・偏在性を将来に外挿することに在性を認定する（東北の場合、火山集中域の島弧伸長方

より、また、新規火山の規模・活動様式については、既向の規則的な配列）。さらに、この規則性・偏在性と関5Ma（500 万年前）以降の火成岩類の分布との重ね合せ図、左は地形デー
タに基づく接峰面図、右は地震波トモグラフィーデータ（Hasegawa et al.,2005）25）に基づくマントルウェッジ内の S 波速度分布図

図 2-1-4

火山活動の時空分布の規則性・偏在性と関連する現象との対応関係（東北日本の例）16）

電中研レビュー No.55 ● 23

第２章

マグマの移動プロセスと活動範囲に関し、地質学的・岩

第２章

模擬岩盤

図 2-1-6
図 2-1-5

新規火山評価（新規火山の発生場所の評価）の手順を示すフローチャート 16）

医療用ヘリカル X 線 CT スキャナーおよび横ずれ断層実験装置（電力中央研究所所有）

連する地殻構造・変動（東北の場合、脊梁山脈から東西に伸びる曲隆山地の分布）との対応、およびマントル内の高温領域の分布・持続性（東北の場合、地震波トモグ
ラフィーでイメージングされるマントル内の低速度異常域）との対応に関し、現象を最もよく説明するモデルを描くとともに、地域レベルの詳細検討により、現象の重ね合せから、将来的に火山活動が起こりうる領域を特定する 14）。

2-1-3

活断層周辺地盤の変形評価技術

放射性廃棄物処分場の立地・設計に際して、活断層の変位に伴う周辺地盤の変形の範囲とその程度を予測する手法の構築は、重要な課題となっている。この手法の確立のためには、我が国に卓越する横ずれ断層系および逆

ヘリカル X 線 CT スキャナーによる解析 26）

断層系の発達過程と、周辺地盤の変形過程を解明する必

図 2-1-7

要がある。そこで横ずれ断層・逆断層系を対象とした断模擬岩盤表面のフラクチャーの発達過程

層変位実験を実施し、実験結果と実地盤との比較・検討を行い、活断層周辺地盤の変形を評価する上での留意点を提示した。

⒜

横ずれ断層の変位に伴う岩盤の３次元変形過程
断層変位量の増大に伴う模擬岩盤の変形過程は次のとおりである（図 2-1-7）。
⑴

横ずれ断層の変位に伴う岩盤の変形
豊浦標準砂、石膏、水を混合して作成した模擬岩盤（長さ 860 mm、幅 310 mm、厚さ 18 ～ 30 mm）に横ず
れ断層変位を与え、模擬岩盤の変形過程を、ヘリカル X
線 CT スキャナー（図 2-1-6）を用いて３次元的に解析
した

。

24）

・ リーデルせん断に相当する雁行状のフラクチャー群が発達する。
・ リーデルせん断群は連結し、屈曲部を有する一連の主断層が形成される。
・ 曲部において、逆断層変位成分を有する新たなフラク
チャー（外縁せん断（Outer-shear））が分岐・発生し、リーデルせん断分布域の外側へ伸展するため、岩盤浅

24

第２章

ヘリカル X 線 CT スキャナーによる解析（鳥瞰図）基盤の断層変位量：7mm、赤線がフラクチャーの鉛直断面 26）

図 2-1-8

フラクチャーの形態

部におけるフラクチャーゾーンの幅が急速に広がる。
一方、屈曲部における岩盤深部では、フラクチャー
ゾーンの幅は狭く、より直線状の主断層が形成される（図 2-1-8）。

図 2-1-9

基盤の逆断層傾斜角の違いによる断層の
移動方向の変化 27）⒝ 断層変位に伴う岩盤の変形を評価する上での留意点
岩盤において対象となる断層の形態と活動性を各種調

いて、副断層（バックスラスト）の形成が認められた。

査で正確に把握し、断層系の成長過程（成熟度）と岩盤

このような基盤の断層傾斜角による断層の発達過程の違の物性・応力状態を考慮し評価を行うことが重要と考えいは、モール − クーロンの破壊基準により、地盤の物性られる。特に、断層の屈曲部では、地表付近においてフとの関係から説明することが可能である。

ラクチャーゾーンの幅が広いものの、地下深部へ向かい、その幅が減少すると考えられる。

以上から、基盤の逆断層が高角度の場合、断層変位量の増大に伴い、逆断層の地表到達位置が山地側（隆起側）へ後退するのに対し、基盤の逆断層が低角度の場合⑵

逆断層の発達過程
逆断層模型実験では、高さ 2,000 mm、幅 400 mm、長さ 3,325 mm の土槽などを用い、基盤の断層傾斜角

は、主断層が平野側（沈降側）へ前進するとともに、バックスラストの形成の伴い、変形帯の幅が広くなる可能性が指摘される。

（15 ～ 90°）
、模型地盤の層厚（25 ～ 2,000 mm）および地盤材料（豊浦標準砂、相馬珪砂３号、７号、８号）を

2-2

地質地下水特性調査評価技術

2-2-1

コントロールボーリング掘削・調査技術⑴

的変え、各ケースにおいて模型地盤の変形状況を解析した 27）。
その結果、基盤の断層傾斜角が 45 ～ 90°のケースでは、断層変位量の増大に伴い、断層の地盤表面到達位置が上盤側へ移動する過程が観察された（図 2-1-9）。一方、目

高レベル放射性廃棄物処分などの地下利用に際しては、基盤の断層傾斜角が 15°、30°のケースでは、断層変位

ボーリング調査が一般的に適用される。沿岸海底下など量の増大に伴い、断層の地盤表面到達位置が下盤側へ移の条件では ､ 掘削の方位や傾斜を制御可能なボーリング

動する過程が観察されるとともに、主断層の上盤側にお掘削が有用である。このような観点から、概要調査に必

電中研レビュー No.55 ● 25

アーマードケーブル
ＧＦＲＰロッド
スイベル・ワイパー
油圧起倒装置試錐機

第２章① NL140ロッド(ケーシング)② ケーシング追従装置

アーマードケーブルウインチ
ＧＦＲＰロッドウインチ③ WL-LWD④ WL-MWD⑤ ダウンホールモータ

ケーシング追従装置

ロッドハンドリング
装置

ＷＬ－ＬＷＤ

追従ケーシング
ＮＬ１４０⑥ 水圧拡径装置⑦ コアバレル①

ケーブルヘッド

ＷＬ－ＭＷＤ②③④

ダウンホールモータ⑤⑥

ダウン ホ ールツ ールス⑦

ベント角度の調整により方向性制御

水圧拡径装置

非回転部

図 2-2-1

コアバレル

回転部

図 2-2-2

コントロールボーリングによる掘削概念 2）

要な地質環境特性に関する情報が取得可能な、コント

ケ－シング

掘削編成概念図 2）

制御・通信
ユニット
採水タンク 圧力センサ

パッカ-

光学・音響
映像ユニット
掘削泥水

ロールボーリング掘削・調査技術（図 2-2-1）を開発する。
⑵

コントロールボーリングシステムの概要
コントロールボーリングシステムは、掘削した孔壁をフレキシブルロッド
または希ガス捕集管アーマード
ケーブル

ケミカル ポンプセンサ

フローメータ

透水試験ツール

イメージングツール

採水ツール

保孔するためのケーシング、掘削や先端探知を行うため
図 2-2-3のダウンホールツールス、ダウンホールツールスを上げ

透水・採水・イメージング編成 2）下げするためのワイヤラインから構成される。
ダウンホールツールスは、下部よりコア採取のためのルスからの情報の伝送、ダウンホールツールスへの電力

コアビットおよびコアバレル、拡径のためのウィングの供給のために、ワイヤライン内部に電源線や光ファイビット、掘削の動力のためのダウンホールモータ（以下、

バーなどが内蔵される。

DHM）、先端の位置や掘削情報を得るための WL-MWD

採取されたコアの状況や WL-LWD の情報をもとに、（Wire Line - Measurement While Drilling）、孔底にお

孔底の裸孔部において各種の測定が必要と判断された際

け る 地 質 情 報 を 得 る た め の WL-LWD（Wire Line -には、掘削編成に替えて、各種の試験、測定用の編成をLogging While Drilling）より構成される（図 2-2-2）。

ワイヤラインにより降下させて、調査を実施する。試験、掘削時のダウンホールツールスは、ラッチシステムに
よりケーシングシュー（ケーシング先端）に固定される。

測定項目は、透水試験、現位置地下水採取、孔内載荷試
験、孔内応力測定である。

ケーシング内に圧入された泥水は WL-LWD および WLMWD の内部を通過し DHM に回転力を与え、さらに一部がコアビットに供給される。これらの泥水は、孔壁とケーシングの隙間（アニュラス）から地表に戻る。

⑶

掘削・調査システムの現地適用性検討
開発・試作したコントロールボーリング掘削、調査シ

ステムの現地での適用性を検討する目的で、北海道幌延

コアバレルにコアが充填した時点で、コアを回収する

地点において、核燃料サイクル開発機構（現 JAEA）幌ためにダウンホールツールスをワイヤラインにより引き延深地層研究センターとの共同研究で 2003 年度より掘上げる。孔井が最終的に水平孔になるため、泥水の圧入

削、調査を開始した。北進地区において、一般的な新第によりダウンホールツールスを押し込むことができるポ

三紀の堆積軟岩を掘削しその性能確認および課題抽出をンピングシステムを採用した。また、ダウンホールツー

するとともに 1）、その後さらに掘削の困難が予想される

26

逸泥箇所（透水試験結果=10-7～10-6m/s）
逸泥箇所以外（透水試験結果=10-9m/sオーダー以下）
孔内透水試験区間

第２章

地質凡例
反射面（地層）JAEA地下研究所

推定断層

K
W

幌延市街

K = 2～3 ×10-6 m/s

声問層
稚内層
K = 2 ×10-9 m/s

300m

5km

K =0.4～1.5×10-7 m/s

1000m

900m

K =1×10-9 m/s

K

800m

700m

600m

K = 測定不可

400m

K = 2×10-7 m/s

500m
K = 2～4 ×10-10 m/s

W
K =3～4×10-9 m/s

K =9×10-11 m/s

図 2-2-4

K =1～2×10-9 m/s

K = 0.5～1×10-9 m/s

HCD-3 孔井の掘削実績と透水試験結果

大曲断層の掘削に 2006 年度より着手した 2）。

性（地下水年代）を測定する技術の開発を実施している。

・ 反射法地震探査などにより、大曲断層の地下構造を推これは、放射性廃棄物処分の安全評価において、漏出し定し、掘削孔跡を決定した。計画孔跡に沿って 2011

た核種の主要な輸送媒体が地下水となる可能性が高く、年度までに掘削長 1000m の HCD-3 孔を掘削し、特に地下水の流動性の評価が重要なためである。また、放射掘削長 720m 以深はほぼ水平に掘削した。断層帯を掘性廃棄物処分の対象となるような地下深部の地層では、削したにも拘らずコア採取率は 99.8％であった（図地下水流速は、年間数ミリのように非常に遅いと想定さ

2-2-4）。

れるため、直接計測することは困難である。このため、・ コアから 31 条の小断層帯が確認でき、反射法から推定された断層帯の分布と整合的であること、孔内、コアを用いた試験により大曲断層とその周辺の透水性や地下水水質が明らかにすることができた。

特に遅い地下水流速の評価において、地下水年代測定技術が有望と考えられる。
地下水年代測定技術については、図 2-2-5 に示すように多数の方法があるが、当研究所では特に数万年～百万以上により、掘削、調査システムの断層への適用性を確認することができた。
なお、本研究は経産省受託研究「ボーリング技術高度化調査（開発）」として実施した。また、現地適用性検
討は JAEA 幌延深地層研究センターとの共同研究として実施した。

2-2-2

地下水年代測定技術

対象物質

半減期
(年)

222Rn

0.01

85Kr

10.72

3H

12.43

10-1 100～0.03

評 価 時 間 (年)102 103 104

101

105

106

107

高レベル放射性廃棄物処分
で重要となる
評価時間

1～40
1～60
1～100

3H+ 3He
39Ar

269

14C

5730

81Kr

2.1x105

36Cl

3.0x106

129I

1.6x1074He

50～2000
500～20,000

環境中の濃度が低いため、大量の試料が必要104～ 106
環境中の濃度が 5x104～ 106
高いため、少量の試料で分析が可能
5x106～ 5x107
古くなるほど分析が容易(濃度が増加するため)

1,000～107

当研究所では、非常に遅い地下水の流速を評価するた
めに、自然に存在する放射性物質を用いた地下水の滞留

図 2-2-5

地下水年代測定法と評価可能時間範囲 3）

電中研レビュー No.55 ● 27

ア大鑽井盆地において調査を実施した。この結果、図雨

2-2-7 に示すように、涵養域から流出域に向けて 4He の涵養域蓄積による増加と、36Cl の放射壊変による減少が確認さ第２章

地下水の流れ難透水層れた。これらの 4He 年代と 36Cl 年代との妥当性を、両

難透水層

初期濃度
(降水起源)

者の相互比較から示すとともに 3）、地盤の透水性などの平衡濃度(原位置での生成の影響)

水理的情報から確認した 4）。

36

Cl濃度

帯水層

また、対象とする地層の透水係数が非常に低く採水に涵養域からの距離 (L)よる調査が困難な場合についても対応可能なように、岩大気平衡濃度石コアから 4He を拡散させて 4He 蓄積量を評価する方法、岩石コアを圧縮し間隙水を絞り出して 36Cl 法を適

4

He濃度

初期濃度
(海水起源)

涵養域からの距離 (L)図 2-2-6

用する方法などについて研究開発を実施した 5-9）。
これらの難透水層からの採水技術の妥当性を検証する

Cl と 4He による地下水年代測定概念図 3）36

ために、オーストラリア大鑽井盆地の難透水層においてボーリング孔を掘削し、コアを採取して調査を行った。
3）

年を評価可能な方法に関する研究開発を実施している 。

この結果、図 2-2-8 に示す線形的な 4He 濃度の分布か

特に、4He 蓄積法と 36Cl 法は、古い年代の評価に有効

ら、難透水層内では拡散が支配となっていることを示すであると考えられる。図 2-2-6 に示すように、 He 蓄積ことができ、開発してきた岩石コアに 4He 蓄積法を適法は、地盤内に存在するウラン・トリウムなど放射性物用する方法の妥当性を確認することができた 7）。また、質が放射壊変する際に発生する 4He が蓄積することに36着目した評価法であり、地下水への蓄積量を蓄積速度で内では拡散による輸送が支配的であることが確認できた。

割ることにより年代が評価できる。 Cl 法は、 Cl が半

また、近似線の傾きから推定される原位置での Cl の拡

減期 30.1 万年で放射壊変することに着目した評価法で散係数と室内試験での拡散係数とが一致することも確認あり、初期濃度から観測された濃度になるために必要なできた。これらのことから、岩石コアから間隙水を採取

時間を半減期から評価することにより年代が評価できる。

する方法の妥当性と、36Cl 法の難透水層への適用性を確

436

Cl の分布についても、図 2-2-9 に示すように難透水層

36

認することができた 10）。

2000

2000

1500

Recharge
area
65
62
66

1000

Cl/Cl (×10-15）
510Recharge
area
20
101
50
115
76
80
22
120
104 39
64
23 37
150
36

7748

25
58 56
55

27

31

35
26
31

26
74
21
4463
27
139103
14
77 27
95
9 14
8
55 39
11
9
28
7
15 10
9
11
9
7
13 8

54
129 93
9
99
7
107
15
11 137
9 40 7 42 98165
28 73
8 27 29
76
15
40 73
7

9

Discharge area

500

1000

1000
東方向の距離 (km)

1500

-6
1

-5
10
1.3
0.2
10
-4
13
100
Recharge
26
18
20 19
area
-3
63
1000
19
6.9
99
0.1
104 2326
90
2.4
1.8 1.4
31
11
38
3.3
0.4
38
0.5
0.1
74
1.3
6.7
0.4
0.1 0.2
93
2.8
6.6
2.3
0.3
55 78 139
11 2.2 9.2
1.4
3.8
35
6.6
0.7
18 10013 33 54
7.9
7.1
5.8
40
37
5.0
6.0
26
49
19
0.6
64
38 105
79
34
102
98
88
226
639 237
677

Discharge area

図 2-2-7

28

1500

500

500

He (×106 ccSTP/gw）
-7
0.1

4

Rechargearea

北方向の距離 (km)北方向の距離 (km)これらの 4He 蓄積法、36Cl 法について、オーストラリ

500

1000
東方向の距離 (km)オーストラリア大鑽井盆地での地下水年代調査結果 3）

1500

36

地表付近：
大気平衡濃度(低濃度)

0Cl 法を適用している。幌延の深部の稚内層における地下水は、4He 蓄積量が原位置生成の数百万年分に相当す
置の放射平衡に達していることから、百万年以上の年代

50

深度 (m)

拡 散

難透水層(k<1E-11 m/s)を有していることが明らかになり、堆積時からほとんど動いていないと推測された 12）。

100

また、4He 蓄積法と 36Cl 法を組み合せ、地下水の滞留
時間をより精度よく評価する方法の開発 13）や、化石海150

水を同定するための技術の開発を実施している 14）。今帯水層（高濃度）後、地下水年代の信頼性向上を図るために、複数の地下

200
0.0

5.0×10-5 1.0×10-4 1.5×10-4 2.0×10-4
4

He (ccSTP/gw)（1） 4Heの輸送形態の概念図

図 2-2-8

水年代測定法と、水理的な評価方法などを整備していく予定である。

（2） 4Heの鉛直方向分布

難透水層内での 4He 分布と輸送の概念図 7）

本研究の一部は経産省からの受託研究「地下水年代測定技術調査」として実施したものである。また、幌延お

平衡濃度(供給と放射壊変により一定濃度）

よび瑞浪での調査は JAEA との共同研究として実施し降雨(36Clの供給
おおむね一定速度)

た。
36

Cl (atm/ℓ)

0

拡 散
＋
放射壊変

C = Co e

1E14

1E15

2-2-3

Depth (m)

nλ
x
D

難透水層
(k<1E-11 m/s)

地下水の流動や岩盤中での核種の移行を精度よく推定・予測する技術が不可欠であり、当研究所では、岩盤中地
下水流動・核種移行解析コード FEGM の開発を進めて100きた。そして、同解析コードを原位置でのさまざまな水
理・溶質移行試験などに適用し検証を行うとともに、

150

圧縮抽水
リーチング

コードの改良を行ってきた。以下に、SKB が主宰する
エスポ国際共同研究の一部として行われている地下水流

36Cl
36Clの放射壊変

動と溶質移行に関するモデリングタスクフォースの対象

200（1） 36 Clの輸送形態の概念図

図 2-2-9

地下水流動解析技術

放射性廃棄物処分の天然バリアの性能評価においては、

50

理論式（指数関数）−

1E13（2） 36 Clの鉛直方向分布

難透水層内での Cl 分布と輸送の概念図
36

課題に、解析コード FEGM を適用した事例について紹
10）

介する。
⑴

地下研究施設建設時の地下水流動への適用

また、開発した手法の国内での適用性の確認と適用性

エスポ地下研究施設は、バルト海に面した主に花崗岩の向上を図るために、JAEA との共同研究として、国内

か ら な る エ ス ポ 島 に 建 設 さ れ た 地 下 施 設 で、 全 長の代表的な花崗岩の瑞浪と、堆積岩である幌延において、3,600m、最深部 450m のトンネル、立坑からなる。同施

原位置調査を実施している。

設建設前後の調査結果に基づいて地下水流動解析モデル

瑞浪においては、花崗岩から採水を実施し、4He 年代、
無機 C 年代、有機 C 年代の比較から、各方法の適用
14

14

性を検討している 11）。

を構築し、施設建設に伴い生じた水圧や水質の変化を数値解析で再現することを試みた 15）。
施設建設時の地下水流動変化は、施設を構成するトン

幌延においては、岩石コアを用いて、 He 蓄積法や4ネルや立坑が破砕帯を通過する際の湧水によって主に引電中研レビュー No.55 ● 29

第２章

ることから、数百万年間滞留していること、36Cl が原位

第２章（a） 実測値からの推定（観測孔の濃度から地盤統計学的手法により推定）

図 2-2-10（b） 計算結果

地下研究施設建設後の塩化物イオン濃度分布

10000

表現し、掘削の進捗に伴う湧水量の変化をトンネル・立坑の境界条件として考慮した非定常解析を行うことで、観測孔での複雑な水圧の変化を再現できた。
また、施設建設によりバルト海の海水が浸入し、エス
ポ島地下の水質は著しく変化した。バルト海や島の領域

トレーサ濃度 (Bq/kg)

き起こされている。破砕帯やトンネル・立坑をモデルで

1000

100

10
10

を詳細にモデル化し、塩化物イオンの移行解析を行うこ

図 2-2-11

再現することができた（図 2-2-10）。
原位置トレーサ試験への適用⑶

エスポ地下研究施設で実施された移行距離数十 m の原位置トレーサ試験の再現解析を試みた

100

1000

10000

経過時間 (h)とにより、浅部で発生するバルト海からの海水の浸入を⑵

レニウム（実測値）
レニウム（計算値）
カルシウム（実測値）
カルシウム（計算値）

回収孔におけるトレーサ濃度の破過曲線

大規模揚水試験への適用 17）対象となる揚水試験は、フィンランドの使用済み燃料。解析対象の処分サイト Olkiluoto で実施された。Olkiluoto はバル

領域には、地質調査により直接確認された割れ目に加えチック海に面した約 10 km2 の大きさの島であり、主にて、それらの統計量をもとに割れ目を発生させ、約 5,700

片麻岩から成り、一部に石英閃緑岩や花崗岩の貫入が見

条の割れ目を設定した。

られる。

16）

これら多数の割れ目のすべてを忠実にモデル化し、割解析では、島全体を解析領域とし、島の地下水流動をれ目周辺の岩石基質の影響も考慮した解析を行うことは、支配すると見られる 13 の大規模な割れ目帯と、地下 80

現実的ではない。そのため、まず割れ目の交差判定を行m 以浅の岩盤のみをモデル化した。解析により、揚水

い、トレーサの移行に関与しない割れ目を除いた。続い

に伴う観測孔での水位低下を比較的良好に再現することて、割れ目内での移流分散のみを考慮したトレーサ移行ができた（図 2-2-12）。また、この揚水試験では観測孔解析を実施し、トレーサの主要な移行経路となる割れ目

への地下水流入量の孔に沿った分布が計測されており、を特定した。最後に、これらの支配的な割れ目について、

この分布についても解析により傾向を再現することがで周辺の岩石基質への拡散・収着も考慮した移行解析を実きた。従来、地下水流動解析結果の妥当性は、観測され施し、回収孔でのトレーサ濃度の破過曲線を再現するこた水圧との比較により確認するのが一般的であったが、とに成功した（図 2-2-11）。

孔内への地下水流入量についても指標となりうることが示唆された。

30

表 2-2-1

2.0
1.8

実測値
計算値

1.6

長所

水位低下量 (m)KR04

1.0 KR28

KR23

KR22 KR08
KR10

0.8 KR25_19A
0.6
0.4

KR25_20A

KR25_19C

0.2
0.0

KR07

KR14
KR09_19A

KR25_20BALT
KR27KR01_002
KR01_003

KR01_20AE

KR11

KR09_20B_ALT

揚水孔からの距離 (m)2-2-4

物理特性情報の変換解析技術②経験式に 多くのdataに基づいてよる方法
おり、信頼性も高く適用例も多い

原則的には対象とする
限られた岩石や条件でしか適用できない

汎用性がない

③岩石物理 変換式の物理的な意味学モデルに が明瞭
よる方法
汎用的で地域に関わらず適用できる0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

観測孔の水位低下量と揚水孔からの距離の関係

Dataが少ない場合、精度･信頼性が低下

物理的な意味も理解できる

KR12_19C

図2-2-12

短所①クロスプ 手軽で簡便
ロットによ
る方法

堆積岩を中心とした単純なモデルが中心を用いた室内試験により物理特性（弾性波速度と間隙率・力学強度など）の相関性を解明し、現地物理検層

⑴

目

的

データ（電気・音波・中性子・γ線検層）に変換解析

岩盤の透水性、力学強度特性は、原位置試験や岩石コ
ア試料を使用した室内試験では、コスト的にボーリング

法 19）を適用し、透水係数あるいは力学強度のプロファ
イルを算出した結果を紹介する。

孔全体の情報を連続的に得ることは困難である。そこで、物理検層による物性値と透水性および力学強度との相関⑵

コア試料による試験結果性に基づき、ボーリング孔全体の連続的な透水係数ある

ボーリングコア試料を円柱形の供試体に整形して室内

いは力学強度特性のプロファイルを算出する手法（以後、試験を行った。図 2-2-14（a）は P 波速度と S 波速度の関変換解析）を実用化することが望まれる（図 2-2-13、係を示す。両者には正の相関が見られ、点線で示す範囲

表 2-2-1）。本手法は、透水性や力学特性が割れ目に依の堆積軟岩試料の動ポアソン比は 0.35 ～ 0.45 の範囲を存する硬質な岩盤には適用が困難と考えられるが、割れ示す。本試料に対する S 波速度およびせん断弾性係数

目の少ない堆積軟岩には適用できると考えられる。頁岩と一軸圧縮強度との関係を図 2-2-14（b）、（c）に示す。

質砂岩（石油貯留層）を対象とし、複数の物理検層デー

せん断弾性係数の方が、一軸圧縮強度との相関係数がわ

タより透水係数プロファイルを算出（変換解析）できる

ずかながら大きいことから、物理検層結果から一軸圧縮研究例が報告されている

強度 s c へのクロスプロット法に基づく変換式として、。本節では、岩石コア試料

18）

せん断弾性係数と s c との相関式（図 2-2-14（c））を使用することにした。
室内コア試験

物理検層

制御実験データ
比抵抗、Vp、Vs、間隙率、飽和度、透水係数など
岩石物理学変換式①クロスプロット②経験式③岩石物理モデル⑶

物理検層データの変換解析結果
JAEA 幌延深地層研究センターで得られた物理検層

データ 20）から、一軸圧縮強度および透水係数プロファ
イルに変換した結果を図 2-2-15 に示す。透水係数の変換値は、声問層で 10-9 ～ 10-8m/s、稚内層で 10-10 ～ 109

m/s を示し、相対的な大小関係は整合しているが室内透水試験結果より２オーダー大きい。一方、原位置透水
物理探査結果・比抵抗断面・弾性波速度断面

物理特性の空間分布
・水理特性(浸透率)・力学強度特性試験結果 20）より１～２オーダー小さい。これより、変換解析の結果は、割れ目の影響を受けない室内透水試験と、割れ目の影響を大きく受ける原位置透水試験結果と図 2-2-13

岩石物理学による変換解析の考え方の中間的な値を示すものと考えられる。

電中研レビュー No.55 ● 31

第２章

1.4
1.2

岩石物理学による解析技術の概要

（a）

2.0

0.4
0.45

1.0

0.0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

100

（b）
Legend

100

勇知層
声問層
稚内層

YL

10

1

σc=aVs-ma=17.1，m=2.13
r2=0.8455

0.1
0.1

6.0

（c）

勇知層
声問層
稚内層

一軸圧縮強度（MPa）

S波速度（km/s）

P 波速度（km/s）

101

σc=aEd-m
a=7.26×10-3，m=1.03, r2=0.8546

0.1

1

100

SS波速度（km/s）
波速度（km/s）

1000

せん断弾性係数（MPa）

XB（ａ）P 波速度と S 波速度との関係、黒点線は動ポアソン比、赤点線（四角）は変換解析の対象とした堆積軟岩試料の範囲（ｂ）S 波速度と一軸圧縮強度の関係 （ｃ）せん断弾性係数と一軸圧縮強度の関係

図2-2-14

岩石試料による物理特性の相関性

0

-50

-50

珪藻質泥岩

珪藻質泥岩

0

-100
-150

-100
-150

-200

深度(m)

-200

-250
-300
-350

硬質頁岩

硬質頁岩

深度(m)

第２章

3.0

0.2
0.25
0.3
0.35

更新世
鮮新世
中新世
古第三紀(後)古第三紀(前)白亜紀
ジュラ紀

一軸圧縮強度（MPa）

4.0

-400

-250
-300
-350
-400

-450

-450

-500

-500

0

20

30 10-10 10-9 10-8 10-7σc(MPa)

透水係数(m/s)

10

0

20

30 10-10 10-9 10-8 10-7σc(MPa)

透水係数(m/s)

10

横軸の σc および 透水係数 は、変換解析により算出された一軸圧縮強度および透水係数を示す。赤丸はコア試料による試験
結果、青線は原位置透水試験結果（JAEA幌延深地層研究センター、2005）を示す。

図 2-2-15

物理検層データによる変換解析結果（左：HDB-9 孔、右：HDB-10 孔）20）

変換解析による一軸圧縮強度は、コア試料と比較的よ⑷

まとめ

く整合しており、声問層で 5 ～ 10MPa、稚内層で 10 ～

物理検層データより変換した透水係数は、コア試料に20MPa を示す。両者が整合していない箇所の要因としよる室内試験結果とほぼ整合した。また、原位置透水試て、試料に潜在する亀裂あるいはマイクロクラックは力験結果とは割れ目のない区間で整合したが、割れ目帯で学試験には影響するのに対し、物理検層の精度では閉じは整合しておらず本手法では適用が難しいと思われる。

た亀裂を検知できないことによると考えられる。

物理検層データより変換した一軸圧縮試験は、コア試料による試験結果とほぼ整合した。

32

2-3 ニアフィールドの地質・地下水・溶質移行特性の調査技術

キング現象がある 2）。急速スレーキングとは、堆積岩が乾燥とその後の地下水、特にイオン濃度の小さい地下水

2-3-1

坑道掘削影響領域評価技術

なる現象、あるいは割れ目が形成される現象）のことを指す。通常のスレーキングは、乾湿の繰り返しによりひ堆積岩には結晶質岩と異なり、急速に劣化する特徴をび割れなどを起こす現象である。

持つものがしばしば認められる。これは必ずしも膨潤性

このような堆積岩の特徴として、間隙率が 15vol％前

鉱物の有無とは関係せず、それまで接していた地下水と後で間隙水が塩水であることが挙げられる。乾燥させたは異なる地下水と接触することで起こると考えられる。

岩石片をエタノールに浸した場合には、急速スレーキン

岩盤の劣化は主に化学反応の促進により生じるものと考グは認められず、塩分濃度の高い水に浸水させた場合でえられ、岩盤性状へ影響を与えるには非常に長い期間をも、多くの場合は急速スレーキングは起こらない。この要すると考えられてきた。しかしながら、日本の古第三ことは、不飽和帯においては、新たに接触する地下水の系の泥質砂岩、さらには、スイスモンテリサイトのジュ組成によっては鉱物粒子表面の電荷の引力と斥力のバラ

ラ紀の頁岩や台湾における新第三系の泥岩の調査を行っ

ンスが変化し、砂、泥状への形態変化が起こることを示たところ、これらの堆積岩の劣化が接触する地下水の組している。坑道坑壁岩盤が安定に形状を保つためには、

成によっては、わずか数十分で起きることが明らかに乾燥させないこと、乾燥してもイオン濃度の薄い地下水なった。

と接触させないことが重要であることを示す。
塩水環境下の堆積岩坑道近傍では、不飽和帯が形成さ⑴

不飽和帯の調査法れた後に周辺の割れ目を伝い陸水・地下水が侵入（冠堆積岩に坑道を掘削する場合、硫化鉄の酸化やメタン

水）することにより、急速スレーキングが起こると予想の発生などに起因して、窒息やその他災害が起こらない

される 3）。このような急速スレーキングによる岩盤の劣ように坑内の通気、換気が行われる。地下深部の堆積岩化は、施工後岩盤が乾燥する前に坑壁を保護することでは地下水の流速が遅いため、岩盤坑壁表面から間隙水の軽減されると考えられる。

蒸発が起こり、坑道周辺に不飽和帯が形成される。また、坑道周辺では掘削に伴い間隙水圧が低下し、間隙水中に2-3-2

原位置トレーサ試験による溶質移行特性評
価技術

含まれる炭化水素や炭酸ガスの脱ガスが起こり、不飽和箇所が形成されると予想される。このような不飽和帯や不飽和箇所は、廃棄体から発せられる熱により廃棄体周

岩盤中での地下水流動に伴う放射性核種の移行挙動を

辺の地下水が蒸発することでも生成すると予想される。

精度よく予測するためには、対象岩盤の地下水溶質移行

また、不飽和帯が形成されないまでも、坑道周辺では脱特性を正確に把握することが重要となる。トレーサ試験

ガスによる pH の増加、方解石の沈殿や微生物から排出は、原位置での溶質の移行を直接測定できるという点で、される二酸化炭素による間隙水の pH の低下なども予想

岩盤の溶質移行特性を把握する上で、非常に有力な手法

される。

である。

当研究所における不飽和帯調査方法はこれまで、コア
含水率調査、比抵抗調査・音響調査などの物理探査法、⑴

原位置トレーサ試験装置の開発

透気試験の実施のほか、ガス分布測定や蒸発量試験など

割れ目を有する岩盤では、核種は岩石基質よりも地下の試みが、海底下で岩盤を掘削している炭鉱坑道におい水流速の速い割れ目中を主に移行する。我が国においてて実施されてきた 1）。

は、従来、原位置の岩盤を対象としてトレーサ試験を実施する場合、非収着性トレーサを使用することがほとん⑵

急速スレーキング
不飽和帯の形成が岩盤に与える影響には、急速スレーどであった。しかし、放射性核種の多くは、岩盤に対して収着性を有する。そのため、当研究所では、主に割れ電中研レビュー No.55 ● 33

第２章と接触した場合に起こる形態変化（数十分で砂、泥状に

第２章
（m2）

CO２ × 10−４（mmol/cm３）

図 2-3-1

CH４ × 10−５（mmol/cm３）

不飽和箇所への淡水の浸入による岩盤の変化目を有する岩盤を対象とし、収着性物質の使用も可能な

・ 投入区間内でのトレーサ濃度を正確に把握するため、原位置トレーサ試験装置の開発を行ってきた。

蛍光染料濃度計測部を孔内装置に組み込み、蛍光ト開発した装置は、以下の特徴を有する。

レーサの濃度計測を孔内で行うことを可能にした。

・ 特定の割れ目に対する試験を可能にし、トレーサ投入

・ トレーサが試験装置に収着し試験結果に影響を与える

孔の孔壁と孔内装置との隙間容積を極力小さくし投入ことを防ぐため、あらかじめ室内で部材への収着試験

区間のトレーサ濃度に偏りが生じないようにするため、を実施し、収着しにくい部材を使用して試験装置を製

投入区間長を 155 mm と短くした。より長い区間で作した。

の試験には、拡張ブロックを装着することにより対処

・ 無脈動ポンプの採用により、安定した流量でのトレー可能である。また、孔内装置の外径も、試験孔の想定サの投入や回収孔での揚水が可能である。

孔径である 86 mm に近い 79 mm とした。
・ 投入区間のトレーサ濃度の偏りを防ぐため、孔内装置⑵

試験結果評価手法の開発に注水ポートと揚水ポートをそれぞれ２個ずつ設け、原位置トレーサ試験では、試験により得られる回収孔

投入区間内でトレーサ溶液を強制的に循環させる機能

でのトレーサの破過曲線から、逆解析により岩盤の溶質を付加した（図 2-3-2）。

移行特性を推定することになる。当研究所では、バック

34

孔口

孔底

φ79mm

蛍光染料濃度センサー モニタリングポート×２
温度センサー×４

温度センサー基板
圧力変換器

圧力変換器が設置可能

注水ポート×２
電装部

上部パッカー

図 2-3-2

ポートブロック

下部パッカー

トレーサ試験孔内装置の概念図

1010Uranine(回収側)
Sr

Uranine濃度 (ppm)

1

1

Cs

0.1

0.1

0.01

0.01

0.001

Sr、Cs サンプル濃度 /投入濃度（-）

Uranine(注入側)

0.001
0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

経過時間 (min)

図 2-3-3

スイス Grimsel Test Site での原位置トレーサ試験結果の例

プロパゲーション法に基づくニューラルネットワーク 4）

初期や投入終了時においても、割れ目へ放出されるトによる逆解析手法を開発し、トレーサの破過曲線から、

レーサ濃度を正確に推定できる手法を開発した。

割れ目の開口幅、割れ目内での地下水溶質の分散長、岩石基質への地下水溶質の収着特性などを精度よく同定することを可能にした。
また、本研究で開発したトレーサ試験装置においても、⑶

原位置実証試験ス イ ス の Grimsel Test Site に お い て、 開 発 し た ト

レーサ試験装置の適用性試験を実施した。トレーサとしトレーサの投入初期や投入終了時には、投入区間の隙間ては、非収着性の蛍光染料である Uranine と、我が国部分でのトレーサ濃度の偏りを完全には防ぐことができ

では放射性トレーサが使用できないことを想定して、収ない。この濃度の不均一性は、割れ目へ放出されるト

着性トレーサとしては Sr や Cs の非放射性同位体を使

レーサ濃度に影響を与え、その結果、溶質移行特性の同用した。

定結果に誤差が生じることになる。そのため、当研究所

試験結果の一例を図 2-3-3 に示す。孔間距離が 1.67 m

では、トレーサ投入孔と孔内装置、および周囲の割れ目と短く、短時間の試験ではあったが、Uranine に対しをモデル化した３次元流体解析により、トレーサの投入

Sr や Cs の移行の遅れを確認することができた。また、

電中研レビュー No.55 ● 35

第２章

拡張時
φ86mm

試験結果をもとに、試験対象割れ目の開口幅や分散長、など地下水流動の変動により、処分施設周辺の酸化還元岩盤への収着特性などを同定することができた。

状態は変化する可能性がある。
以上のように、処分環境は、施設の建設・操業に伴いの改良を図るとともに、より長時間での試験や、国内で変化することが予想される。処分環境は、岩石－地下水の適用性試験を実施する予定である。

反応に加え、微生物反応が相補的に作用して変化すると考えられている。そのため、岩石－地下水－微生物反応

なお、本研究は経済産業省受託研究「岩盤中地下水移を考慮し、処分環境変化を精度よく予測する技術開発が行評価技術高度化開発」として実施した。

望まれている 3-5）。

2-4 天然バリア中の地化学・微生物
影響調査評価技術

2-4-1

地下岩盤の地化学環境調査技術

地下岩盤の地化学環境について、処分施設の建設や操高レベル放射性廃棄物の地層処分や低レベル放射性廃業に伴う変化や埋め戻し後の長期の変化を予測するため棄物の余裕深度処分など、放射性廃棄物処分において、の基本情報として、岩盤掘削前の初期状態を明らかにし処分環境の酸化還元状態は、放射性核種の溶解度やバリておくことが重要である。本研究では、トンネル掘削時

ア材の劣化など、処分システム性能に影響を及ぼすと考に地下の岩石や地下水を採取できる機会を利用して、岩えられている

盤の酸化還元状態の初期状態を調査し、天然の風化現象

。

1, 2）

図 2-4-1 に、地層処分などにおいて想定される処分環で生じた酸化フロント注 1）の形成メカニズムを明らかに

境変化を示す。地層処分の場合、処分施設は 300m 以深するとともに、この酸化フロントの長期間の移動速度にの深部地下に建設されるため、坑道掘削前は還元状態でついて検討した。

あると考えられる。しかし、坑道の掘削、廃棄体の搬入などにより酸素を含む大気が浸入し、坑道周辺は坑壁内⑴

原位置の酸化還元状態の調査

部への酸素拡散により酸化されることが想定される。特

新第三紀の火山砕屑岩（軽石凝灰岩など）の分布するに、掘削影響領域（EDZ 領域：Excavation Disturbed

地域の地下空洞を利用して、酸化フロントを横断する坑

Zone）において不飽和領域が形成されると、大気浸入道からボーリング孔を掘削し、その孔からの湧水の水質による酸化の影響は大きくなると考えられる。また、降調査とトンネル掘削時の岩石試料の鉱物化学分析を行っ

雨などによって酸化された掘削土によって坑道内が埋めた。その結果、水質（酸化還元電位、溶存酸素、電気伝戻された場合、廃棄体近傍の処分環境は酸化状態になる

導度、pH）と岩石の鉱物・化学組成の値は、岩盤の風と考えられる。さらに、坑道掘削に伴う地下水面の低下

化分帯に対応して明瞭な変化が認められ、酸化フロント
では主に黄鉄鉱や有機物の酸化が生じていることが明らかとなった（図 2-4-2）6）。

微生物の影響⑵
300m以深

第２章

今後は、原位置トレーサ試験装置や試験結果評価手法

約100m

還元環境への
酸素の導入

掘削ズリなど酸化
酸化状態
したバックフィル材
の導入

還元状態？
還元状態に戻る？

酸化フロントの移動速度
前項の地点において、酸化フロントの上下の岩石に含まれる黄鉄鉱などの酸素消費成分の変化と、地下水の溶
存酸素の供給量をもとに、地下水流速（0.1m/y）を一

掘削前

掘削
坑道掘削および還元環境への廃棄体の搬入酸素の導入

埋め戻し
廃棄体搬入・設置

埋め戻し
設置・管理

定と仮定してマスバランスの試算をすると、酸化フロン

Ⅰ. 還元状態（初期条件）

Ⅱ. 酸化領域の進展

Ⅲ. バックフィル
材の影響

Ⅳ. 還元状態に回復

トの移動速度は、約 0.2mm/y と推定された。これより、処分場建設および操業時における処分場周辺の大気などによる酸化から埋め戻し後の還元状態への復帰に与える微生物影響の解明および定量的な評価技術の開発が望まれている

図 2-4-1

36

地層処分などにおいて想定される処分環境変化

注１）岩石が風化などにより酸化して酸化帯が形成されたとき、その下底部の新鮮な岩石との境界を酸化フロントと呼ぶ。一般の風化現象では、岩石が褐色化したゾーンの下端面にあたる。

含有量が高く、多価数を有する元素のイオン種が地下水

地 風
質 化

水 質
酸化還元 溶存酸素
電位
深度(m)

褐
色

10

る。地下環境中に棲息している微生物は、これら元素をO2

20

4FeS2+15O2+10H2O->4FeOOH+8H2SO4
酸化フロント0

軽石凝灰岩

Fe++、H+-10

幅数m ｐHがやや小さい

還
元
帯

-20

灰
色

-30

利用した酸化還元反応により生育に必要なエネルギーを獲得しているため、酸化還元状態の形成に影響を及ぼしていると考えられる。例えば、乳酸イオンのような微生物が利用しやすい有機物が豊富な自然環境では、酸素が枯渇すると、続いて硝酸イオン→酸化マンガン→酸化鉄

SO42-→有機物（発酵）→硫酸イオン→二酸化炭素（メタン生-40

深度は、試料採取位置の酸化フロントからの距離を投影した

図 2-4-2

成）が逐次的に利用されていくと考えられている。ここ

酸化フロント周辺の地化学環で利用される酸化体の化学物質（酸素、硝酸イオン、酸
化鉄、硫酸イオンなど）は、電子受容体である。この電H 2O O 2
軽石質
砂岩層(T2ps)

酸化帯
褐色

酸化
軽石
凝灰岩層 フロント(T2pt)

標高
-10m
地下水流速
実測値(0.1m/y)

酸化帯厚さ
2.5～10m

酸化フロントの移動速度
0.2mm/y

還元帯灰色→メタン生成菌といったような微生物種の遷移に対応す-30ると考えられている。この微生物が媒介する生化学反応-40

は、最終電子受容体の逐次的反応プロセス（TEAPs 反-50

応：Terminal Electron Accepting Processes）と呼ばれ-60ている（図 2-4-4）。

-80

図 2-4-3

硝酸還元菌→鉄マンガン還元菌→発酵細菌→硫酸還元菌

-20

-70

施設

子受容体の逐次的反応の推移は、好気性従属栄養細菌→-90

酸化フロントの移動速度

当研究所では、多種多様な微生物が棲息する湖沼底泥堆積物試料の懸濁液を曝気することにより酸化させ、その後、大気と遮断することで、酸化還元状態の変化と水質変化（酸化還元電位、溶存イオンなど）および微生物
群集変化の関連性について検討を行った 2）。
その結果、現在観察される酸化帯（厚さ 2.5 ～ 10m）の形成には、・ 底泥懸濁液の酸化還元電位は、曝気停止後にいったん水理場が一定の場合、約１万～ 5 万年必要と推定された+300mV まで上昇したあと、-430mV まで急激に低下（図 2-4-3） 。

し、その後一定となった。一方、懸濁液を滅菌した場

1）合、酸化還元電位は +150mV で一定であった。この

2-4-2

処分環境における微生物影響評価技術

ことから、酸化還元電位の変化は、微生物の働きに起因すると考えられた（図 2-4-5）。

近年の地下微生物生態研究の進展によって、地下深部・ 溶存イオン種の経時変化を分析した結果、酸化還元電においても微生物が棲息していることが明らかとなっ位の低下に伴い、微生物による好気呼吸（酸素消費）→硝酸還元反応（NO - 減少）→鉄還元反応（Fe（Ⅲ）

た 7-9）。そのため、処分システムの性能に対して微生物が影響を及ぼすと考えられ、さまざまな研究が行われてきた。中でも、前述のように処分環境変化に及ぼす

10-14）

微生物影響に関する関心が高まってきている。

3→ Fe（Ⅱ））→発酵（有機物利用）→硫酸還元反応
2（SO 減少）→メタン生成反応が逐次的に起きている
4

ことが明らかとなった（図 2-4-6）。

地下環境においては、炭素（無機物、有機物）、窒素

底泥懸濁液中の菌叢解析の結果、硝酸還元反応が起き（硝酸イオン、アンモニアなど）、酸素（溶存酸素）、鉄ている時期では、硝酸還元能を有する菌（Pseudomonas（酸化鉄、硫化鉄）、マンガン（酸化マンガンなど）、硫sp.）が出現し、硫酸還元反応が起きている時期では硫黄（硫酸イオン、硫化物など）など、地下環境において酸還元能を有する菌（Desulfovibrio sp.）が出現している

電中研レビュー No.55 ● 37

第２章

軽石混り砂岩酸化
帯中の酸化還元状態の形成に寄与していると考えられてい2価鉄

酸化還元電位 Eh (V vs NHE, pH7)
-1

-0.5

0

0.5

還元片反応

1

Eh (V)＊ ORP (V) **

反応式

第２章

好気呼吸

1/4O2 + H+ + e- = 1/2H2O

0.81

0.61

脱塵

1/5NO3- + 6/5H+ + e- = 1/10N2 + 3/5H2O

0.75

0.55

1/2MnO2 + 1/2HCO3- + 3/2H+ + e- = 1/2MnCO3 + H2O

0.53

0.33

1/8NO3- + 5/4H+ + e- = 1/8NH4+ + 3/8H2O

0.36

0.16

FeOOH + HCO3- 2H+ + e- = FeCO3 + 2H2O

-0.05

-0.25

マンガン還元
硝酸還元
鉄還元
発酵

1/2CH2O + H+ +e- = 1/2CH3OH

-0.18

-0.38

硫酸還元

1/8SO42- + 9/8H+ + e- = 1/8HS- + 1/2H2O

-0.22

-0.42

メタン生成

1/8CO2 + H+ + e- = 1/8CH4 + 1/4H2O

-0.24

-0.44

1/4CH2O + 1/4H2O = 1/4CO2 + H+ + e-

-0.48

-0.68

1/8HS- + 1/2H2O = 1/8SO42- + 9/8H+ + e-

-0.22

-0.42

FeCO3 + 2H2O = FeOOH + HCO- + 2H+ + e-

-0.05

-0.25

1/2CH4 + 1/2H2O = 1/2CH3OH + H+ + e-

0.17

-0.03

硫化

1/8NH4+ + 3/8H2O = 1/8NO3- + 5/4H+ + e-

0.36

0.16

マンガン酸化

1/MnCO3 + H2O = 1/2MnO2 + 1/2HCO3+ + 3/2H+ + e-

0.53

0.33

有機物酸化
硫化物酸化
鉄酸化
メタン酸化

酸化片反応
0

*Eh (V) : 標準水素電極基準による酸化還元電位（vs NHE, pH7）**ORP : 銀/塩化銀電極基準による酸化還元電位（vs Ag/AgCl, pH7）

20 40 60 80 100

獲得エネルギーΔG (kJ/eq)

酸化還元電位（mV vs Ag/AgCl）

図 2-4-4

微生物が媒介する逐次的な酸化還元反応プロセス

ことが明らかとなった 2）。

400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400
-500

以上より、一度酸化した底泥懸濁液は、微生物の働き

滅菌した場合により酸化状態から還元状態に速やかに推移すること、その推移には、微生物による逐次的な反応が関与していることが明らかとなった。このことから、大気流入など滅菌しない場合

0

50

100

150

200

250

300

により酸化状態となった地下環境においても、微生物に
350

時間 （h）

図 2-4-5

酸化還元電位に及ぼす微生物影響

Fe2+、NO3−×1/10、SO42− (mmol/ℓ)

DO、CH4×1000 （ppm）

図 2-4-6

酸化還元電位に及ぼす微生物反応れる。

2-5 概要調査における調査・評価手法
の体系化

微生物
活性の
範囲

時間、h

よる類似の反応により、還元状態へと移行すると予想さ

2-5-1

概要調査の調査 ･ 評価フローの構築

高レベル放射性廃棄物処分事業の実施主体である
NUMO は、処分場建設までの処分地選定を以下の３つの段階を踏んで実施する計画である。
①

概要調査地区の選定②

精密調査地区の選定③

処分施設建設地の選定

当研究所では、文献調査に基づいて概要調査地区が選定された後、精密調査地区選定のための概要調査に役立てるために、概要調査の総合調査・評価フローを構築し、これに沿った調査により考慮すべき事項への適合性が判断できることを確認した。

38

⑴

総合的な調査・評価フローの構築 1）⒜

概要調査の基本概念の検討

概要調査の総合調査 ･ 評価フローの構築
机上での模擬検討により構築された工学特性に関するにおける概要調査地区選定段階および概要調査の個別調査 ･ 評価フローを統合化することによ

精密調査地区選定段階の、考慮すべき環境要件などの既り「工学特性に関する標準的な調査 ･ 評価フロー」を構存資料に基づき、概要調査の目標を特性項目ごとに設定築した。また、各地質環境パターンでの調査手法の有効し、今後の詳細調査フロー作成時に必要な地質環境パ性や適用性を加味することにより、日本の地質環境に即ターンを、調査手法の共通性や地質環境特性の共通性をした「工学特性に関する統合調査・評価フロー」を構築考慮して、地質学的条件 5 区分、地理 ･ 地形的条件 2 区した。地質環境の長期安定性に関わる調査・評価フロー

分の組み合わせ計 10 パターンに分類した。また、概要については、これまで各地質事象について構築した標準調査の基本的な前提条件（調査範囲など）を設定した。

的な調査 ･ 評価フローを体系的にまとめて「地質環境の⒝

長期安定性に関する統合調査 ･ 評価フロー」を構築した。

2）

概要調査の考慮すべき事項の設定
概要調査の目標設定の検討結果に基づき、地質環境のこれら構築した各統合調査 ･ 評価フローを時空間的な関

長期安定性、および工学特性に関する主要特性項目につ係を考慮して「概要調査の総合的な調査・評価フロー」

いて、概要調査における調査・評価に基づく判断指標をを構築した（図 2-5-2）。

施設設計 ･ 性能評価の観点も考慮し、“考慮すべき事項⒠（除外要件および好ましい条件）”として設定した。

考慮すべき事項の設定と妥当性検討⒞

概要調査の模擬検討

代表的な地質環境パターンで仮想的に調査を実施し、検討項目ごとに考慮すべき事項を評価するのに十分な調

日本列島における地質環境パターン分類をもとに、代査データが取得できるか否かを検討した。その結果、概表的な地質環境パターンを 2 種類抽出して（花崗岩－内要調査により、基本的に今回設定した考慮すべき事項を

陸環境、堆積岩－沿岸環境）、各々に仮想調査サイトを判断するのに必要な調査データを取得できる見通しを設定し、概要調査の模擬検討を行うためのデータセット得た。

を既往調査事例に基づき作成した。

なお、本研究は、NUMO 受託研究「地質環境評価に

さらに、仮想調査サイトに対し模擬設計・性能評価を係わる精密調査地区選定のための調査・評価手法の体系実施した（図 2-5-1）。そして、調査の進展に伴い、デー化に関する検討」の成果を骨子に、その後の当研究所のタのばらつきに起因する不確実性が低減する効果に関し研究成果を加えたものである。

て検討した。一方、地質環境長期安定性（隆起 ･ 侵食、
火成活動、活断層・活褶曲）に関しては、事例研究をも⑵とに、概要調査の効率的な手順を検討した。

地質環境の調査技術・評価手法の実証 3, 4）
当研究所横須賀地区の敷地を対象に、処分地の選定調査で実施すると想定される一連の調査技術、評価手法の適用性実証試験を実施した。その結果、概要調査におけ

広域地下水流動解析
概要調査（地表面物理探査）
水理地質構造モデルの作成

概要調査（ﾎﾞｰﾘﾝｸﾞ調査）

地下水流動解析

地上施設の設計た。特に、ボーリング調査法に関し、具体的な掘削、孔性能評価試解析

移行経路情報の導出

処分場建設地区の選定

経路長，トラベルタイム
EDZ通過流量
流出先（生物圏）⒜

た地質環境に関する情報を、既存情報調査（処分地選定

性能評価解析
Yes

精密調査へ

図 2-5-1

調査段階ごとのモデルの変遷と比較
横須賀地区における一連の調査・試験によって得られ処分場レイアウトの設定

成立性?

内 調 査・ 試 験 お よ び 評 価 の 手 順 な ど を 構 築 した（図2-5-3）。

空洞安定性解析・熱解析
地下施設の設計

1回目は必ず追加調査へる調査・評価フローとして、既存の検討結果に基づき計画された調査・評価体系の有効性を確認することができ

水理パラメータ値の設定

No

追加調査?

Ye s

No

代替処分概念へ処分施設の模擬的な設計・性能評価のフロー

プロセスの「文献調査」に相当）、地表調査（「概要調査」のうちの地表調査に相当）、ボーリング調査（「概要調査」のうちのボーリング調査に相当）の 3 つの段階ご

電中研レビュー No.55 ● 39

第２章

最終処分法

⒟

標準的な調査・評価フロー（工学特性）

総合的な調査・評価フロー

調査・評価フロー（全体概要）

部分的に詳細化

簡略化

調査・評価フロー（全体概要）

調査の手順
・地表調査
・ボーリング調査

調査・評価フロー（詳細）

詳細化

調査・評価フロー（花崗岩−内陸環境）

調査・評価フロー

一般化

第２章

総合調査・評価フロー（工学特性）

部分的に詳細化

調査の手順
・地表調査
・ボーリング調査

調査・評価フロー（詳細）

調査位置（領域、側線、地点、深度）設定方法

統合

部分的に
詳細化

調査手法の
有効性・適用性

調査の手順
・地表調査
・ボーリング調査

標準的な調査・評価フロー

総合調査・評価フロー（地質環境の長期安定性）（地質環境の長期安定性）
調査・評価フロー（全体概要）

データフロー

簡略化

・地質・地質構造
・水理特性
・地化学特性・物理・力学特性
・火成活動
・活断層・活褶曲・隆起・侵食調査・評価フロー（詳細）

調査・評価フロー（火成活動）

統合

調査・評価フロー（活断層・活褶曲）

部分的に詳細化

調査の手順
・地表調査
・ボーリング調査

図 2-5-2

調査・評価フロー（隆起・侵食）概要調査の総合的な調査・評価フローの全体構成

掘削・調査計画
コア掘削開始（再開）No
Ye s

孔壁保護の必要性

掘削に支障を与える
地質に遭遇？※
NoYes
孔内検層・試験※ 逸 ・ 湧水 層 、未 固 結層 、
断 層 破砕 帯 等

所定深度に到達（掘削スパン）

孔壁保護対策

Ye s

清水で自立？

孔内状況把握（キャリパー）No

孔内状況把握（キャリパー）孔内検層①（物理検層）
孔内検層①（物理検層）

孔内洗浄・清水置換
孔 内 検 層 ② （ ﾌ ﾛ ｰﾒ ｰ ﾀ ・ 流 体 等 ）孔内試験（水理等）

孔内試験（水理・力学等）【孔 壁 の 自 立 性が 良 い場 合 】

No

拡孔

次 の 掘 削 スパ ンへ

図 2-5-340【孔 壁 の 自 立 性が 低 い場 合 】
目標最終深度に到達？
Yes

ケーシング・セメンチング
調査終了

概要調査におけるボーリング調査法の実証試験実施手順

調査・評価フロー（堆積岩−沿岸環境）

既往検討事例（調査手順等）

【実証研究の実施範囲】【文献調査段階に該当する項目】

地質環境モデル（Ver. 0）

既存情報調査・地質環境情報の収集
・空中写真判読第２章

・地下水流動解析・坑道の施工性評価

地表調査計画【概要調査段階に該当する項目】
・地下水流動解析
・施設設計、
性能評価

地質環境モデル（Ver. 1）

地表調査

・地表踏査
・物理探査

ボーリング調査計画

・地下水流動解析
・施設設計、
性能評価

地質環境モデル（Ver. 2）

ボーリング調査・ボーリング掘削
・コア観察、試料採取
・孔内検層・試験・室内岩石・水質試験●調査・評価体系の適用性確認
・地質環境情報の取得可能性提示
・調査・評価手順の検証・適正化

図 2-5-4

地質・岩盤性状の違いに応じた掘削・調査手順とに整理した（図 2-5-4）。また、それぞれの段階での参考文献

水理地質構造特性などに関する地質環境モデルを修正、

2-1

構築し、その結果を踏まえて全体の調査・評価体系の妥当性を検討し、さらに各段階での地質環境モデルの修正、構築に有効な調査技術や試験手法を確認した。
⒝

調査・評価手順の有効性の確認
既存の情報や検討結果に基づき、概要調査の各段階で実施する調査・試験、および評価の手順を事前に作成し、横須賀地区における一連の調査・試験の実績に基づいてその有効性や限界などを確認した。特に、ボーリング掘削・調査に関しては対象となる地質状況の違い（孔壁の自立性）によるケーシングプログラムや孔内調査・試験
手順の違い（図 2-5-3）またコア採取率向上手法などを
示した 。
5）

なお、上記の研究成果は、NUMO との共同研究として 2006 年度～ 2009 年度に実施したものである。

1） 小池一之、町田洋編：日本の海成段丘アトラス、東京

大学出版、p.106 および CD-ROM、2001 年．
2） 吉山

昭、柳田

誠：河成地形面の比高分布からみた地

殻変動、地学雑誌、104、pp.809-826、1995 年．
3） 幡谷竜太、柳田誠、佐藤賢、佐々木俊法：宮城県陸前川崎盆地における海洋酸素同位体ステージ 6 河成段丘の認定とその意義、第四紀研究、44、pp.155-167、2005
年
4） 幡谷竜太：河成段丘を用いた第四紀後期の隆起量評価手法の検討（1）段丘対比の考え方の提案と河成段丘の編年に関わるケーススタディー、電力中央研究所研究報告
N05005、p.28、2005 年 9 月．
5） 幡谷竜太：河成段丘を用いた第四紀後期の隆起量評価手法の検討（2）那珂川沿いに分布する河成段丘の層序、
電力中央研究所研究報告 N05016、p.30、2006 年 4 月．
6） 幡谷竜太、柳田誠、山本真哉、佐藤

賢、古澤

明：

新潟県魚沼丘陵北部の河成段丘の層序、応用地質、47、pp.140-151、2006 年．
7） 幡谷竜太、濱田崇臣：河成段丘の分布から見た内陸部の隆起特性評価 －新潟県中越地域の例－、電力中央研究
所研究報告 N08044、p.33、2009 年 8 月．
8） 古澤

明：RIPL 法により由布岳火山周辺のテフリック

レスから見出した火山活動、地質学雑誌、110、pp.19-37、
2004 年．

電中研レビュー No.55 ● 41

9） 山本真哉、幡谷竜太、濱田崇臣：数値標高モデルを用い

Bulletin of the Volcanological Society of Japan, 43,た段丘面形状の定量化と段丘対比への応用、電力中央研
究所研究報告 N07017、p.25、2008 年 2 月．

pp.173-180, 1998.
23）Kondo, H., Tanaka, K., Mizuochi, Y. and Ninomiya, A.：

第２章

10）濱田崇臣、幡谷竜太：段丘の対比・編年の信頼性向上のLong-term changes in distribution and chemistry of

ための風化指標の検討－新潟県中越地域等に分布する段

middle Miocene to Quaternary volcanism in the

丘の観察・分析結果に基づいて－、電力中央研究所研究

Chokai-Kurikoma area across the Northeast Japan Arc,

報告 N08063、p.33、2009 年 8 月．

The Island Arc, 13, pp.18-46, 2004.

11）濱田崇臣・幡谷竜太、河成段丘を用いた内陸部隆起量評24）Tamura, Y., Tatsumi, Y., Zhao, D., Kido, Y. and価手法の適用性の検討－経験的指標を重視したアプロー

Shukuno, H.：Hot fingers in the mantle wedge: newチ－、電力中央研究所研究報告、N10050、2011 年 7 月．

insights into magma genesis in subduction zones,

12）濱田崇臣、段丘の対比・編年の信頼性向上のための風化

Earth and Planetary Science Letters, 197, pp.105-116,

指標の検討（その２）－段丘礫の風化状態の把握と対比

2002.

指標の適用条件の提示－、電力中央研究所研究報告、
N12007、2012 年 10 月．

25）Hasegawa, A., Nakajima, J., Umino, N. and Miura, S.：
Deep structure of the northeastern Japan arc and its13）幡谷竜太：河成段丘を用いた第四紀後期の隆起量評価手

implications for crustal deformation and shallow

法の検討（3）過去 10 万年間の隆起量分布により明らかにされた内陸部の地殻変動、電力中央研究所研究報告

seismic activity, Tectonophysics, 403, pp.59-75, 2005.
26）上田圭一：横ずれ断層の変位に伴う岩盤の３次元変形過N05017、p.21、2006 年 4 月．

程－ヘリカル X 線 CT を用いた断層変位実験による検14）Hataya R., Yanagida M. and Sato M.：Study on

討 －、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告 N08039、p.22、

characterization of Quaternary tectonic movement by

2009 年 7 月．

uplift estimation using fluvial terraces. In Stability and27）上田圭一、井上大栄、宮腰勝義、宮川公雄、三浦大助：Buffering Capacity of the Geosphere for Long-term

長大な活断層系における活動性調査法の高精度化－現地

Isolation of Radioactive Waste: Application to調査・模型実験による断層系の発達過程・断層変位地形

Crystalline Rock, OECD/NEA No.6362, pp.217-225,の形成過程に関する検討－、電力中央研究所研究報告

2009.

U03022、2003 年 11 月．

15）近藤浩文：火山活動の時空分布特性評価の現状と課題－ 東 北 日 本 を 中 心 に －、 月 刊 地 球、26、pp.401-406、

2-2

2004 年．
16）Kondo, H.：Regional-scale volcanology in support of1） 木方建造、新 孝一、鈴木浩一、宮川公雄、岡田哲実、
増原康布、井ヶ田徳行、小早川博亮、山本真哉：コント

site-specific investigations, In: Connor, C, N. Chapman

ロールボーリングによる掘削・調査技術の開発（フェーand L. Connor (eds), Volcanic and Tectonic Assessment

ズ１）、電力中央研究所総合報告 N01、p.114、2006 年 5

for Nuclear Facilities, Cambridge University Press,
pp.307-325（Chapter 12），2009.
17）Nakamura, K.：Volcanoes as possible indicators of

月．
2） 木方建造、新孝一、大津正士、宮川公雄、鈴木浩一、

岡田哲実、須永崇之、小早川博亮、末永弘、井ヶ田徳行、

tectonic stress orientation -principle and proposal,

山本真哉：コントロールボーリングによる掘削・調査技

Journal of Volcanology and Geothermal Research, 2,術の開発（フェーズ２）－掘削・調査システムの高度化

pp.1-16, 1977.

と断層への適用－、電力中央研究所総合報告 N03、p 97、

18）高橋正樹：日本列島第四紀島弧火山における地殻内浅部
マ グ マ 供 給 シ ス テ ム の 構 造、 火 山、42、S175-S187、1997 年．

2009 年 8 月．
3） 長谷川琢磨、馬原保典、中田弘太郎、秦野輝儀：地下水
年代測定評価技術の開発（その４）－ 36Cl と 4He によ19）三浦大助、土志田潔、幡谷竜太、阿部信太郎：活火山のる地下水年代測定法のオーストラリア大鑽井盆地におけ

火口移動に関する検討－電力重要構造物の立地に関わる

る検証－、電力中央研究所研究報告 N05068、2006 年 8

基本的留意点－、電力中央研究所研究報告、N05024、
p.19、2006 年 5 月．

月．
4） 長谷川琢磨、中田弘太郎：地下水年代測定評価技術の開20）土木学会 原子力土木委員会 地下環境部会：概要調査地

発（その７）－大鑽井盆地の 36Cl と 4He による地下水

区選定時に考慮すべき地質環境に関する基本的考え方、
2001 年．

年代測定結果の地下水流動解析による検証－、電力中央研究所研究報告 N07037、2008 年 7 月．

21）核燃料サイクル開発機構：わが国における高レベル放射

5） 馬原保典：岩石コアーを用いた地下水年代測定の試み

性廃棄物地層処分の技術的信頼性－地層処分研究開発第（その１）、電力中央研究所研究報告 U01035、2002 年 3

２次取りまとめ －、分冊１ わが国の地質環境、JNC
TN1400 99-021、1999 年．

月．
6） 中田弘太郎、長谷川琢磨、東原知広：地下水年代測定評22）K o n d o , H . , K a n e k o , K . a n d T a n a k a , K . ：価技術の開発（その１）－地下水年代測定のためのコア

Characterization of spatial and temporal distribution of

間隙水中希ガス抽出技術の確立と適用－、電力中央研究

volcanoes since 14 Ma in the Northeast Japan arc,

所研究報告 N05065、2006 年 12 月．

427） 中田弘太郎、長谷川琢磨、東原知広：地下水年代測定評

深地層研究計画平成 16 年度調査研究成果報告、JNC

価技術の開発（その２）－ He 濃度の深度方向分布を利TN5400 2005-001、2005 年．

用したオーストラリア大鑽井盆地における He フラック

2-3

12 月．

1） 末永

8） 中田弘太郎、長谷川琢磨、大山隆弘：地下水年代測定評
価技術の開発（その５）－岩石間隙水における同位体比評価のための同位体交換法の開発－、電力中央研究所研弘、中田英二：沿岸海底下堆積岩における空洞掘

削に伴う地下水理への影響、電力中央研究所研究報告
N07043、2008 年 6 月．
2） 中田英二、小野雅弘、市原義久、飯島幸夫：地下水水質究報告 N06034、2007 年 6 月．

と堆積岩の急速スレーキング特性、資源地質、56、2006

9） 中田弘太郎、大山隆弘、東原知広、長谷川琢磨、橘川貴

年．

史：地下水年代測定評価技術の開発（その６）－低透水

3） Nakata, E., Mahara, Y., and Ichihara, Y.：Groundwater

性岩盤における地下水抽出法の提案－、電力中央研究所

chemistry within a sub seafloor coal mine Hokkaido,

研究報告 N07012、2007 年 12 月．
10）長谷川琢磨、中田弘太郎、大山隆弘：地下水年代測定評

Proc. of 12th Water-Rock Interaction, 2007.
4） ニューロンネットグループ、桐谷滋、飯沼一元：入門と価技術の開発（その８）－ 36Cl による難透水層評価方法の検討－、電力中央研究所研究報告 N07038、2008 年 7月．
11）富岡祐一、中田弘太郎、長谷川琢磨、後藤和幸：地下水

実習ニューロコンピュータ、1989 年．

2-41） 大山隆弘、猪原芳樹、長岡

亨：地下岩盤の地化学環境

年代測定評価技術の開発（その９） －溶存有機物を用い調査・評価技術の開発－六ヶ所サイト試験空洞周辺岩盤

た 14C 地下水年代測定方法の開発－、電力中央研究所研の酸化還元状態と将来予測、電力中央研究所研究報告

究報告 N07039、2008 年 7 月．
12）中田弘太郎、長谷川琢磨：地下水年代測定評価技術の開N07001、2007 年 6 月．
2） 長岡亨、平野伸一、中村孝道：放射性廃棄物の地層処

発（その 10）－北海道幌延地区における 4He・36Cl 法適分における処分環境形成に及ぼす微生物影響評価－モデ用の試み－、電力中央研究所研究報告 N09027、2010 年

ル実験系の構築－、電力中央研究所研究報告 V08034、6 月．

2009 年 5 月．

13）馬原保典、長谷川琢磨：スウェーデン・ハードロック地

3） 大山隆弘、猪原芳樹、長岡亨、富岡祐一：地下岩盤の地

下研究施設における高レベル廃棄物処分のための国際共化学環境調査・評価技術の開発（その２）−六ヶ所サイ

同研究（その７）－溶存 He 濃度と放射性塩素同位体比（36Cl/Cl）を組み合わせた地下水年代測定法の新たな提トの岩石の地化学緩衝ポテンシャル−、電力中央研究所
研究報告、N10048、2011 年 5 月．

案－、電力中央研究所研究報告 U02040、2003 年 4 月．

4） 窪田健二、猪原芳樹、大山隆弘：自然電位探査法による

14）馬原保典、中田英二：化石海水の同定手法の提案 －太岩盤の酸化還元状態評価法の提案、電力中央研究所研究

平洋炭鉱における地下水水質・同位体分布と 36Cl 測定に
よ る 地 下 水 年 代 評 価 －、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告U03019、2003 年 11 月．
15）長谷川琢磨、田中靖治、馬原保典：スウェーデン・ハー

報告、N11017、2012 年 4 月．
5） 大山隆弘、猪原芳樹、長岡亨、下島公紀 : 地下岩盤の地
化学環境調査・評価技術の開発（その３）−六ヶ所サイ
ト地下空洞周辺での地化学環境調査手法の適用性検討−、
電力中央研究所研究報告、N11043、2012 年 4 月．

ドロック地下研究施設における高レベル廃棄物処分のための国際共同研究（その６）－エスポ HRL 建設時の地

6） 猪原芳樹、大山隆弘、窪田健二：pH と自然電位測定に

下水挙動に着目した地下水流動解析モデルの検証－、電よる還元環境調査手法の検討、応用地質、53、183-190、中研研究報告 U02039、2003 年 4 月．

2012 年．

16）田中靖治、長谷川琢磨：スウェーデン・ハードロック地

7） S. Stores-Gascoyne, A.S chippers, B. Schwyn, S.

下研究施設における高レベル放射性廃棄物処分のための国際共同研究（その８）－割れ目ネットワークを対象とPoulain,1 C. Sergeant, and M. Simonoff, C. Le Marrec, S.

した原位置トレーサ試験の数値解析－、電中研研究報告

Daumas, A. Vinsot, C. Beaucaire1 and J.-M. Matray：

N06033、2007 年 6 月．

Microbial Community Analysis of Opalinus Clay Drill

Altmann, T. Nagaoka, L. Mauclaire and J. McKenzie, S.

17）田中靖治：スウェーデン・ハードロック地下研究施設にCore Samples from the Mont Terri Underground

おける高レベル放射性廃棄物処分のための国際共同研究

Research Laboratory, Switzerland, Geomicrobiology
Journal, 24:1-17, 2007.

（その 11）－結晶質岩地域における長期間揚水試験の数
値解析－、電中研研究報告 N12009、2012 年 12 月．

8） Takamichi Nakamura, Toru Nagaoka, Shiro Tanaka,

18）Lima O. A. L.：Water saturation and permeability

Takahiro Oyama, Shin-ichi Hirano, Ei-ichi Ishii, Teruki

from resistivity, dielectric, and porosity logs,

Iwatsuki, Naoya Ohmura and Kenzo Kiho：Indigenous
microbial diversity and abundance in the undisturbed

Geophysics, 60, pp.1756-1764, 1995.
19）鈴木浩一：物理探査法による地盤の工学的な地盤物性値の可視化について、応用地質、42、pp.342-350、2002 年 .
20）核燃料サイクル開発機構幌延深地層研究センター：幌延

rock matrix from the Horonobe, northern Hokkaido,
Japan, Geomicrobiology Journal, in preparation.
9） 吉田直樹、長岡亨：低レベル放射性廃棄物の余裕深度

電中研レビュー No.55 ● 43

第２章

スの評価－、電力中央研究所研究報告 N05066、2006 年

処分調査坑周辺における微生物群集解析、電力中央研究2-5

所研究報告 V06022、2007 年 5 月．

1） 木方建造、新10）長岡

孝一、近藤浩文、田中靖治、幡谷竜太、第２章

亨、渡部良朋、Akira Kudo：環境中における放上田圭一、長谷川琢磨：高レベル放射性廃棄物処分に係

射性核種の挙動に及ぼす微生物影響評価－プルトニウム

る概要調査の体系化研究－調査・評価フローの構築と要とネプツニウムのベントナイトへの吸着挙動に及ぼす地素技術開発－、電力中央研究所総合報告 N11、2010 年 5下微生物の還元作用およびシデロフォアの影響、電力中央研究所研究報告 U01063、2002 年 4 月．
11）長岡

月．
2） 特定放射性廃棄物の最終処分に関する法律、平成 12 年

亨、渡部良朋：地下環境中における放射性核種の挙動に及ぼす微生物影響評価（その 2）－浅地中における微生物作用を伴う難溶解性水酸化コバルトの溶解の可能性、電力中央研究所研究報告 U03030、2004 年 2 月．

法律第 117 号、2000 年、2007 年 3 月改正．
3） 三和

公他：概要調査技術に係わる実証研究（その１）－実証研究の概要－、日本応用地質学会、平成 21 年度
研究発表会講演論文集、pp.103-104、2009 年．

12）Toru Nagaoka: Microbially mediated removal of Np(V)4） 近藤浩文他：概要調査技術に係わる実証研究（その２）by Desulfovibrio desulfuricans-Implication of microbial
immobilization at the radioactive waste repository,－地質・岩盤性状の違いを考慮した掘削・孔内調査・試
験手順の検討－、日本応用地質学会、平成 21 年度研究

Journal of Nuclear and Radiochemical Sciences, 6(1),

発表会講演論文集、pp.105-106、2009 年．

pp.85-86, 2005.
13）長岡 亨：放射性廃棄物処分における微生物影響研究

5） 近藤浩文・木方建造・五嶋慶一郎・長谷川琢磨・濱田崇
臣・大山隆弘・鈴木浩一・後藤和幸・末永弘・中田弘太－現状と核種移行に及ぼす影響－、原子力バックエンド郎・田中姿郎・長岡亨・窪田健二・土宏之・三和公・村研究、14、pp.55-59、2007 年．

元茂則・河野一輝・伊藤久敏：高レベル放射性廃棄物等

14）田中靖治、長谷川琢磨、澤田昌孝、長岡亨、馬原保の処分地選定のための概要調査技術に係わる実証研究−

典：スウェーデン・ハードロック地下研究施設における地質環境条件に応じた掘削・孔内調査・試験手法の適用

高レベル廃棄物処分のための国際共同研究（1999-2008）

性と課題−、電力中央研究所総合報告 N15、2011 年 7 月．

－地下水環境評価法と性能評価手法の実証、電力中央研
究所総合報告 N06、2009 年 8 月．

44

施設 / 材料
特性評価技術3-1

処分環境を考慮したベントナイト特性評価技術… … 463-2セメント系材料の長期耐久性試験・評価技術… …… 51

3-2-1

余裕深度処分におけるセメント系材料の長期耐久性評価に向けた純水および計画
サイト地下水模擬溶液を用いた溶脱挙動
の把握

3-2-2

高温負荷による普通・低熱ポルトランド
セメント硬化体の細孔構造変化とイオン拡散性に及ぼす影響

3-3

ベントナイト長期挙動試験・評価技術… …………… 54

3-4

処分場の品質管理技術… ……………………………… 56

3-5

新しい人工バリア材料開発… ………………………… 58

3-5-1

高耐久性高結晶型コンクリートの溶脱耐久性
評価

3-5-2
3-6

アルカリ環境下でのサポナイトの溶解速度

地下空洞の長期安定性評価技術… …………………… 61

3-6-1

ボーリングコアによる岩盤評価技術

3-6-2

ニアフィールド岩盤の計測 ･ 評価技術

3-6-3

熱 - 水 - 応力 3 連成解析技術

第３章

第３章

3-1 処分環境を考慮したベントナイト
特性評価技術かに排出しないことが予想されている。そのため、ガス圧上昇による周辺施設や岩盤への影響の評価などを行なう必要がある。このためには、ガス移行現象のメカニズ

⑴

背

景

ムの解明とそれを踏まえたモデル化、ならびにシミュ

ベントナイトは、透水係数が小さいことなどの理由にレーション評価技術の開発が必要である。

より、高レベル放射性廃棄物の地層処分施設における緩衝材や埋戻し土、および低レベル放射性廃棄物処分施設

⑵

目

的

第３章

における低透水層や埋戻し土などとして用いられること

各種ベントナイトの透水係数、ならびに膨潤圧に及ぼが検討されている。また、低透水性の確保のために適度す海水の影響メカニズムを解明するとともに、そのモデな膨潤性を有することも必要である。

ル化を行う。また、実験的に把握した飽和した高密度ベ

ベントナイトの透水係数は、高レベル放射性廃棄物処ントナイト中のガス移行特性とガス移行メカニズムを解

分では、地下水に含まれる可能性がある海水を起源とす

明し、ガス移行モデルを作成するとともに数値解析コー

る塩分により、透水係数が増大すること、ならびに膨潤ドを開発し、その適用性を検証する。

性が低下することが懸念されている（図 3-1-1）。そこで、海水の影響によるベントナイトの透水係数の増大、なら

⑶

主な成果

びに膨潤性の減少を実験的に検討するとともに、施工管⒜

海水の濃度が透水係数と膨潤圧に及ぼす影響の把握

理や事前の予測を行う数値シミュレーションのために、

およびそのモデル化 1, 2）

その影響をモデル化する必要がある。さらに、海水によ各種ベントナイトの透水性、ならびに膨潤性に及ぼする膨潤圧の低下は、高レベル放射性廃棄物処分における人工海水濃度の影響を実験的に把握した。さらに、ベン

オーバーパックの沈下を増大させる可能性があるため、トナイトの透水係数ならびに膨潤圧に支配的な影響を及

その影響を定量的に評価する必要もある。

ぼす鉱物であるモンモリロナイト結晶（以下、結晶と略

一方、高密度ベントナイトは、緻密であるため透気性称）の集合状態を、人工海水中の塩分による結晶の凝集が低く、地下深部の還元性環境下における金属廃棄物のによる１スタック（モンモリロナイト結晶の集合体の単腐食などにより発生する可能性がある水素ガスを、速や位）あたりの結晶の数の増加として表わしたモデルを開発した（図 3-1-2）。このモデルに対して、モンモリロ
ナイト結晶間に作用する引力・斥力、ならびにそれらに及ぼすベントナイトの密度、人工海水の濃度の影響を考

埋め戻し材

処分坑道

廃
廃
棄
棄
体
体

岩盤
海水の浸入

地表面

陸水

図 3-1-146海水

海水などの塩類による影響を検討する背景（高レベル放射性廃棄物処分の場合）

スタック
スタック
スタック
︵結晶数ｍ ︶ ︵結晶数ｍ ︶ ︵結晶数ｍ ︶緩衝材

図 3-1-2

モンモリロナイト結晶

スタック間距離2D (可変)

膨潤圧が
発揮される
透水が
生じる

スタック間距離2D (可変)膨潤圧が発揮される
結晶間距離2d(=0.92nm , 一定)

新しく提案したモンモリロナイトの
構造モデル

-9

10

人工海水濃度(%)
0
50
100

10

-11

10

-12

10

-13

10

-14

実測値
計算値

Na型ベントナイト
0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

-9

10

-10

10

-11

10

-12

10

-13

10

-14

人工海水濃度(%)
0
50
100
実測値
計算値

Ca型ベントナイト

0.8

3

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m )

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0
3

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m )提案したモデルにより、各種濃度の人工海水環境下における透水係数を評価することが可能である。

図 3-1-3

透水係数の実測結果と計算結果の比較の例

6
4

6
4

2

6
4
2

Na型ベントナイト

0.1

人工海水濃度(%)
0
10
100

6
4

実測値

2

0.01

1.4

1.6

1
6
4
2

Ca型ベントナイト

6
4

実測値

0.1

人工海水濃度(%)
0
10
100

2

計算値

1.2

膨潤圧 (MPa)

膨潤圧 (MPa)

2

1

1.8

2.0

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m3)

0.01
0.8

計算値

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m3)

提案したモデルにより、各種濃度の人工海水環境下における膨潤圧を評価することが可能である。

図 3-1-4

膨潤圧の実測結果と計算結果の比較の例

慮してベントナイトの透水係数と膨潤圧を計算し、各種するため、原理的には、例えば実物の 1/100 のスケール

ベントナイトの種々の人工海水濃度に対する透水係数と、で実験を行った場合には、実物で 1,000 年かかる廃棄体膨潤圧の実測結果とを比較した。その結果、透水係数との沈下挙動を、約１カ月に短縮して再現することができ膨潤圧の実測結果の再現性は、人工海水の濃度やベントる。得られた知見を以下に示す。

ナイトの種類によって異なるが、全ての場合において良蒸留水環境下における緩衝材のベントナイト乾燥密度好に整合していることが分かった（図 3-1-3、図 3-1-4）。

と廃棄体の沈下量の関係を調べるため、廃棄体の密度
6.48Mg/m3 に対し、膨潤後のベントナイト乾燥密度が⒝

高レベル放射性廃棄物処分におけるオーバーパック

1.15Mg/m3、1.35Mg/m3、1.55Mg/m3 の条件で、廃棄体の沈下量ならびに沈下量に及ぼす人工海水濃度の影の沈下実験を行った。その結果、ベントナイト乾燥密度

響の評価 3, 4）

が大きくなるに従い、廃棄体の沈下量が指数関数的に減遠心載荷模型実験装置（図 3-1-5）を用いて、廃棄体少することを確認した（図 3-1-7）。

（図 3-1-6）の沈下実験を行った。本装置による実験結さらに、希釈した人工海水条件下において、３種類の果に対しては、空間と時間に関する明快な相似則が存在

ベントナイト乾燥密度における実験を行った。その結果、

電中研レビュー No.55 ● 47

第３章

10

-10

透水係数 (m/s)

透水係数 (m/s)

10

第３章
図 3-1-5

締固めたベンナイト上の廃棄体の長期沈下量を測定するための遠心載荷装置

埋戻し材（砂・ベント
ナイト混合
材料など）

60

周辺岩盤
最終的な沈下量（mm）

処分坑道
ベントナイト
緩衝材
処分孔
高レベル放射性廃棄物を収納した容器（廃棄体）

10%人工海水での実験結果
蒸留水での計算結果

40
30
20
10
0

廃棄体周辺には、止水性や核種収着性などの性能を要求される緩衝材としてベントナイトが設置される。

図 3-1-6

蒸留水での実験結果

50

高レベル放射性廃棄物処分施設の概念図（例）

1

1.2
1.4
1.6
ベントナイトの乾燥密度（Mg/m3）

1.8

乾燥密度の増加に伴い最終的な沈下量は指数関数的に減少する。
また、計算結果と実験結果はよく一致している

図 3-1-7

試験結果と計算結果の一例

希釈した人工海水環境下における廃棄体の沈下量は、蒸留水環境下における沈下量とおおむね同等（図 3-1-7）
であった。

⒞

ベントナイトのガス移行メカニズム解明とモデル
化・数値シミュレーション手法の開発 5-7）

当研究所の提案する蒸留水、ならびに塩分環境下のベ飽和した高密度ベントナイトを対象として、ガス移行

ントナイトの膨潤モデル式と応力・変形の釣り合い条件試験を行った。それによると、供試体に加えるガス圧をから、蒸留水環境下における廃棄体の沈下量を簡易に予漸増させた場合、ガス圧がベントナイト供試体の実験開測する手法を提案した。本手法を用いた沈下量の計算結始前の土圧と同程度に達した段階で、最初の破過（排果は実験結果と良好な一致を示しており、提案手法の妥

水・排気側に気泡が出現した時をもって定義する）が生

当性が確認された（図 3-1-7）。

じた。さらにガス圧を増加させると、供試体が収縮する
ため供試体端部と容器の間に空隙が生じ、大破過（排気48ガス圧≦初期全土圧(=膨潤圧+背圧)
排水仕切り用リング

背圧(水圧)

背圧(水圧)

初期全土圧(=膨潤圧+背圧) ＜ガス圧

背圧(水圧)

背圧(水圧)

背圧(水圧)

多孔質板

気みちの進展2相流的なガスの侵入
2相流的なガスの侵入

2相流的なガスの侵入
2相流的なガスの侵入
多孔質板

ガス圧

ガス圧

比排水量(％)又は排水量(cm3)

実験ケースNo.3 ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
供試体寸法：H20mm,φ60mm

103

リング内外合計排水量8

比排水量εv,int (%),
εv,out (%)εv,int-εv,out (%)

6

大破過(リング外)

4
2
0
-2

破過(リング内)

020

破過(リング外)

40

60

80

100

120

2.5
2.0

破過(リング外)破過(リング内)

1.0
0.5
0.0

0

20

40

60

80

100

120

経過日数

実験結果より推定された飽和した高密度ベントナイトの透気メカニズム

金属容器
飽和したベントナ
イト供試体
多孔質板

止水用ゴム
ガス圧の加圧

大破過後の透水係数 (m/s)

10

多孔質板

-11
8
6
4
2

10

-12

ガス加圧実験に使用した装置

供試体寸法
試験後の
高さ(m) 直径(m) 飽和度(%)

3

ρdb(Mg/m )
1.202

0.02

0.06

1.392

0.02

0.06

98.8

1.607

0.02

0.06

100.3

98.0

1.391

0.02

0.20

100.8

8
6
4

(縦軸の値)＝(横軸の値)

2

10

-13

ρdb：ベントナイト乾燥密度

86
5 6 7 89

図 3-1-9「ガス圧＞初期全土
圧」であれば，全土圧」であれば、全土
圧はガス圧と一致⇒供試体端面と多初期全土圧 孔質板の間に隙間が生じる

大破過(リング外)

1.5

水またはガスの流出

土圧計

ガス圧
全土圧

実験ケースNo.3
3
ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
供試体寸法：H20mm,φ60mm

経過日数

図 3-1-8

ガス圧(e) 段階4供試体は収縮し、亀裂が発生・進展し、大破過
に至る

段階4

段階３

12

実測圧力(大気圧を0) (MPa)

段
階
２

段階１

ガス圧
ガス圧
(c) リング内破過（流出側多孔(b) 段階２（2 相流的なガスの侵(d) 段階３(リング外に関して
質板内で気みちが連結して、は2相流的なガスの侵入が入と気みち進展が並存）
囲まれた部分の間隙水の排継続し、その後に破過）出が停止する）第３章(a) 段階１(2相流的なガスの侵入のみが生じている)

10

2

-13

3

4

5 6 7 89

10

-12

2

3

4

5 6 7 8910-11

ガス移行実験前の透水係数 (m/s)

図 3-1-10

大破過に伴う透水係数の変化

量が急激に増大した時をもって定義する）が生じた。こ
れらの実験事実に基づき、ガス浸入開始から大破過に至（図 3-1-10）。

るメカニズムを推定した（図 3-1-8、図 3-1-9）。また、

次に、ベントナイトの変形を考慮したガス相ならびに大破過後に測定したガス流量は、破過後から大破過に達水相の連続式を定式化するとともに、新たにベントナイ

10するまでの流量の 10 ～ 10 倍程度であり、大破過が施

トの不飽和応力ひずみ関係式を提案し、これらに不飽和設内に蓄積したガス圧の低下に有効に作用する可能性が有効応力の定義式、応力の釣合式などを加えて現象を支あることが判明した。一方、大破過後の供試体の透水係

配する方程式を誘導し、それに基づいて力学連成気液二数は、試験前と同程度であった。このことにより、大破

相流モデルに基づくガス移行解析コードを開発した。さ過によるベントナイトのバリア性能の低下は、無視しうらに、そのコードを用いて当研究所が実施したガス移行

るかまたはかなり小さいと考えてよいことが分かった

実験の数値シミュレーション計算を行った結果、本ガス

8

電中研レビュー No.55 ● 49

移行解析手法を用いれば、精度よく実測ガス移行挙動評

流量の急増に至る全過程のガス移行試験結果を再現でき価ができることが明らかとなった（図 3-1-11）。

ることが分かった（図 3-1-12）。

従来型の気液二相流モデルは、ベントナイト変形の影
響を厳密に考慮することはできないが、実務に用いられ

⑷

今後の展開

る機会が多い。そこで、既存の気液二相流解析コードの塩水の影響、高温履歴の影響、コンクリート溶脱水の適用性を検討した。その結果、ガス圧による亀裂発生の影響などの化学的な影響をモデル化するとともに、力学条件式を改良し、気液二相流モデルにおける亀裂発生・的な影響と連成することにより、処分環境下におけるベ伝播の条件式として適用するなどの改良を加えることにントナイトの挙動評価手法の総合化を図る。

2.0

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m

実測ガス圧増分 (MPa)軸方向全土圧(大気圧を0)(MPa)2.53

実測 力学連成解析結果
1.5
1.0
0.5

3
2.5
2
1.5

大破過圧：2.51MPa（89日）

1

破過圧：1.42MPa（12日）

0.5
0
0

20

40

60

80

100

120

経過時間 （日）
0.0
0

20

40

60

80

（ａ）加圧ガス圧

100

経過日数
3

（ａ）軸方向全土圧

2.5

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m3

排水量(cm )8

実測

6

累積排水量 (mL)103

力学連成解析結果

42
1.5

実験結果（ケースNo.5）

1

解析結果(GETFLOWS)
0.5

2

0

0

0

0

20

40

60

80

100

20

120

10

-17

10

-19

10

-21

10

-23

10

-25

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
実測値

力学連成解析結果

1E-07

実験結果(ケースNo.5)

1E-08

解析結果(GETFLOWS)

120

100

120

1E-09
1E-10
1E-11
1E-12
1E-13
1E-14

0

20

40

60

80

100

120

0

実測結果と計算結果の比較

40

60

80

（ｃ）排気量（ｃ）ガス有効浸透率
図 3-1-1120

経過時間（日）

経過日数

50

100

1E-06

3

透気流量 (Nm3/s)

2

-15

80

1E-05

-13

10

60

（ｂ）排水量（ｂ）排水量10

40

経過時間 （日）経過日数

ガス有効浸透率 (m )第３章より、気液二相流解析コードでガスの侵入開始からガス

図 3-1-12

ガス圧による亀裂発生・伝播の条件式を導入した来型 2 相流解析結果と実測結果の比較

3-2 セメント系材料の長期耐久性試験・評価技術
3-2-1

PC：ポルトランドセメント
下線有：モルタル供試体（W/C=50%）
下線無：セメントペースト供試体（W/C=35%）

普通PC+石灰石微粉末5%

低熱PC

余裕深度処分におけるセメント系材料の

普通PC+高炉スラグ微粉末50%

長期耐久性評価に向けた純水および計画

低熱PC+高炉スラグ微粉末50%

サイト地下水模擬溶液を用いた溶脱挙動

低熱PC+フライアッシュ30%の把握 1)
背低熱PC+フライアッシュ30%

景

現在、低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分について、

1年

浸漬開始

2年

3年

施設設計や安全評価の検討が進められている。地下深度
図 3-2-1

約 50 ～ 100m への建設が予定されている同処分施設では、セメント系材料が使用される計画であり、放射性核種の漏えいに対する安全性を評価する上で、セメント系

表 3-2-1

材料の長期性能評価が重要な課題となっている。従来、セメント系材料の劣化現象として、地下水接触による溶脱注 1）が取り上げられており、実環境に即したより現実

目

的計画サイト地水模擬溶液の組成

測定濃度平均値（mg/dm3）

Na +

K+

測定pH
SO 42- HCO 3- 平均値

Ca 2+ Mg 2+

Cl -

4.2

14.7 12.5

14.4 1.4

的な溶脱の評価が求められている。
⑵

長期純水浸漬試験におけるカルシウム
溶出量の推移

4.1

31.8

7.6

注）30mg/cm3 程度の炭酸水素イオンを含む。

⒝

計画サイト地下水模擬溶液への浸漬試験における溶脱挙動の把握余裕深度処分施設に用いられるコンクリートとして計画されている配合（計画配合）について、溶脱抵抗性に施設の計画サイトにおける地下水模擬溶液（表 3-2-

おける計画配合の優位性を評価する。また、公表されて1）に浸漬した場合、浸漬溶液の pH 上昇量、ならびにいる日本原燃六ヶ所村試験空洞の地下水が溶脱挙動に及Ca や Si の溶出量が、純水浸漬と比較し大幅に減少する

ぼす影響を評価する。

ことが確認され（図 3-2-2）、この溶脱抑制現象は、沈殿鉱物の同定や元素分布の分析結果から、供試体表層に

⑶

主な成果

おける Calcite（CaCO3、炭酸カルシウム）の沈殿反応⒜

溶脱抵抗性における計画配合の優位性評価に起因するものであることが分かった。

計画配合を参考に、低熱ポルトランドセメントにフラ
イアッシュを 30% 置換したセメントペーストおよびモ⒞

実施工された吹付けコンクリートと岩盤の界面分析

ルタル供試体を作製し、３カ年にわたる純水交換型浸漬

日本原燃の試験空洞において、実施工された吹付けコ試験を実施した。その結果、普通ポルトランドセメント

ンクリートを岩盤とともにコア採取し、吹付けコンクを使用した供試体や高炉スラグ微粉末を置換使用したそ

リートと岩盤の界面近傍を対象に、元素分布の分析をの他の供試体と比較し、Ca や Si の溶出量が低減され、行った。その結果、界面に Ca/C モル比が１前後と推定

供試体中の Ca 濃度の低下深さ（溶脱フロント）も小さされる炭素濃度の高い領域が認められ、Calcite の沈殿

くなることが明らかとなり、本実験範囲内において、計が示唆された（図 3-2-3）。

画配合の溶脱抵抗性に関する優位性が確認された（図3-2-1）。

⑷

今後の展開
地下水流動や地下水中のイオン拡散性などの地下環境

注１）セメント硬化体が長期間水と接することにより、水酸化カル
シウムなどのセメント水和物が徐々に溶出し、硬化体組織が多孔化する現象

特性に基づいたセメント系材料の長期変質解析を実施する。

電中研レビュー No.55 ● 51

第３章

⑴

普通PC
+フライアッシュ30%

純
普通PC
W/C=55%

水浸

浸漬期間:26-week

漬計画サイト地下水模擬溶液浸漬

52-week

26-week

52-week

普通PC
W/C=35%1mm

低熱PC+FA
W/C=35%
接触面 1

2

3

4mm

低

5mm

第３章

低熱PC+FA
W/C=50%
モルタル

高

Ca濃度

接触面 1

2

3

4mm

純水浸漬では、表層より水酸化カルシウムなどのセメント水和物が溶脱し、徐々にカルシウム濃度が低下するのに対し、地下水模擬溶液へ浸漬した場合は、セメント種類や水セメント比に拘わらず、カルシウム濃度の低下が大幅に抑制された。

図3-2-2

純水および計画サイト地下水模擬溶液へ浸漬したセメント系材料のカルシウム濃度分布

→高

40mm

濃

24mm

度

岩盤（軽石凝灰岩）

低←吹付けコンクリート

Ca

C

Ca/Siモル比

Ca/Cモル比

Si

1

モ ル 比

0

吹付け
コア孔内部の様子 コンクリート

2

軽石
凝灰岩

施工後約１年間、岩盤中の地下水と接触していたと考えられる吹付けコンクリートと岩盤の界面において、カルシウムと炭素の濃度が高い層が認められ、この領域の Ca/C モル比が１程度であることから、Calcite（CaCO3）の沈殿が示唆された。

図 3-2-3

3-2-2

処分計画サイト付近の試験空洞に施工された吹付けコンクリートと岩盤の界面近傍の元素分布

高温負荷による普通・低熱ポルトランド必要がある。熱負荷の程度によっては、人工バリアを構

セメント硬化体の細孔構造変化とイオン成するミクロ構造であるセメント水和物の化学的性質や拡散性に及ぼす影響

細孔構造に変化が生じる場合もあるため、拡散係数や分2）配係数といったバリア性能に及ぼす熱影響を、定量評価⑴

背景することが求められている。

放射性廃棄物処分では、放射性核種の崩壊熱が人工バ
リアの核種移行抑制機能に悪影響を及ぼさないよう、設

⑵

目

的

計 ･ 評価が進められている。その影響が有意と認められ処分環境をもとに設定した温 ･ 湿度条件が、普通およ

れば、廃棄体の収納設計や容器仕様の変更などで対応がび低熱ポルトランドセメント硬化体の細孔構造変化に及取られる。より合理的な評価を実施するためには、廃棄ぼす影響を実験的に分析評価する。

体に近接する人工バリアへの熱影響を十分把握しておく

52

⑶

主な成果
材料要因として、水セメント比（35、55％）やセメントの種類（普通、低熱ポルトランドセメント）を変化さ②水セメント比 55％の場合では、水分供給が比較的よい条件においても、高温負荷により、しきい細孔径が、大きな径へとシフトする傾向が認められた。

せたセメントペースト供試体（１年間 20℃湿空養生）を用いて高温負荷試験を実施し、環境条件（温度条件60、80℃、湿度条件 40、90％ RH、水中、負荷期間 3、6、12 カ月）が細孔構造変化に及ぼす影響を、水銀圧入式
ポロシメータ注 2）によって分析した。また、90％ RH 条

実験フロー

件で高温負荷試験を行った普通ポルトランドセメント

供試体作製（3ヶ月間）

セメント種類
普通ポルトランドセメント

供試体養生（1～3.5年間）の測定結果を踏まえ、細孔構造変化の影響を調べた。こ低熱ポルトランドセメント
供試体高温負荷試験（3ヶ月～12ヶ月間）

れらの検討により、以下の成果を得た。

水セメント比
35%
55%
35%
55%

高温負荷試験条件
⒜

細孔構造
変化分析

湿度条件が細孔構造変化に及ぼす影響
湿度条件 40％ RH における高温負荷（60、80℃）により、セメント水和物からの水和水逸散によって、セメ

by水銀圧入式
ポロシメータ

結果
比較

拡散係数
測定

水和物同定等化学的分析

図 3-2-4

ントペースト供試体のしきい細孔径注 3）は大きい径へと温度条件

60、80℃

湿度条件

40、90%RH、水中

高温負荷期間

3、6、12ヶ月

実験フローと実験条件シフトし、累積細孔量注 4）が増加した。この傾向は、セメントの種類や水セメント比によらず、負荷温度が高い

0.20

W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体

3

負荷温度が高いほど、負荷期間が長いほどしきい細孔
径は小さくなったが、直径 10nm 程度以下の径の細孔

C-S-H）の組織構造変化が影響していることも一因と高温負荷による
高温負荷による
細孔量の増加細孔量の増加高温負荷前

しきい細孔径の例
しきい細孔径の
例
0.05

0.00
1000

量が増加し、累積細孔量が増加した。この現象には、
高温負荷によるカルシウムシリケート水和物（以下

低湿度条件下での高温負荷による
細孔径の粗大化

0.10

Pore diameter (nm)

細孔直径

水銀圧入における圧力上昇

図 3-2-5

1

件（90％ RH、水中）の高温負荷（60、80℃）では、

湿度90%RH

湿度40%RH

10①水セメント比 35％の場合、水分供給が比較的よい条

水中条件

0.15

100

温度条件が細孔構造変化に及ぼす影響

積算細孔量

⒝

高温負荷による
細孔量の増加負荷温度 80 ℃、負荷期間6ヶ月

3

Cum. pore volume (cm /cm )RH

ほど、負荷期間が長いほど顕著であった。

当研究所が保有する
水銀圧入式ポロシメータの分析限界最小径：3.3nm

80℃高温負荷における湿度条件の影響比較して挙げられるが、高温負荷による水酸化カルシウム
含有量の増加、つまり未反応セメントの水和進行が認
3
3

60℃負荷

細孔径が小さくなる傾向

0.10

未水和セメントの反応進行の可能性

高温負荷前

セメント水和物の一つである
水酸化カルシウム（Ca(OH)2）の含有量上昇が確認された

3.5年間
常温養生継続0.05

約10nm以下の微小細孔の増加
セメント水和物の主要成分であるカルシウムシリケート水和物が形成する細孔径の領域（10nm以下）
カルシウムシリケート水和物の変質、および高温下での水和反応により生成される組織の細孔構造の相違が示唆される
1

10

0.00
100

注２）試料の細孔構造を分析する測定装置の一つ。試料に圧入する水銀の圧力レベルと浸入量から、対応する細孔径と細孔量を算出し、細孔構造を比較評価することができる。
注３）水銀圧入式ポロシメータを用いた細孔構造の分析において、水銀の圧入量が急激に増加する圧力に対応した細孔径を指す。しきい細孔径は、気体、液体、イオンなどの物質移動抵
抗性と密接に関連する指標とされ、多くの研究例がある。
注４）ここでは、水銀圧入式ポロシメータによって測定される細孔
直径範囲 3.3 nm ～ 33 m m の細孔総量を指す。

80℃負荷

湿度条件90 %RH、負荷期間6ヶ月

1000

可能性が示唆された。

積算細孔量

生成されるなど、セメントの水和反応が関与している

W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体
nm
nm

Cum. pore volume (cm /cm )められたことから、高温下で異なる形態の C-S-H が0.15

Pore diameter (nm)細孔直径

図 3-2-6

湿度 90%RH 雰囲気における高温負荷が細孔構造の変化に及ぼす影響

電中研レビュー No.55 ● 53

第３章

ペースト供試体については、酢酸イオンの有効拡散係数

供試体条件

⑷

今後の展開

W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体

より広範囲の温湿度条件での細孔構造変化を把握して、湿度条件 90 %RH、負荷期間6ヶ月

Effective diffusion coefficient (m2/s)

酢酸イオンの有効拡散係数

1.E-09高温負荷（60、80℃、湿度90%RH）による
細孔構造変化の変化は拡散係数の上昇を生じた。

1.E-1080℃負荷

1.E-11

高温負荷による細孔構造変化が拡散係数に及ぼす影響をモデル化し、高温によるセメント水和物の変質がその性

高温負荷前

60℃負荷

W/C=55%水銀圧入式ポロシメータで測定された
W/C=55%3.3nm~33μmの範囲の積算細孔量と比較すると、
水セメント比の増大よりも高温負荷によって細孔量の増加に対する拡散係数の上昇割合が大きくなることが分かった。

高温負荷前

1.E-12

W/C=35%

1.E-13
0

0.1

0.2

0.3

Total pore volume (3.3nm～33µm，cm3 /cm3 )0.4

能に与える影響のメカニズム解明を図る。

3-3 ベントナイト長期挙動試験・評価
技術 1）

第３章

積算細孔量

図 3-2-7

高温負荷による積算細孔量の増加と拡散係数の上昇割合⑴

背景

低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設を安全で合理的に設計するためには、人工バリアの長期耐久性評価
を精度よく行う必要がある。余裕深度処分施設で低透水⒞

高温負荷による細孔構造変化がイオン拡散性に及ぼ層として使用されるベントナイト系材料は、セメント系

す影響

材料の溶脱に伴って生成するアルカリ性の溶液の影響で、① 90％ RH 雰囲気で６カ月間高温負荷試験を実施した

ベントナイトの構成鉱物が溶解し、期待される特性が変

普通ポルトランドセメント供試体では、高温負荷によ化することが懸念されている。特に、スメクタイトは、る累積細孔量の増加が、酢酸イオンの有効拡散係数のベントナイトの低透水性や膨潤力と密接に関係する主成上昇につながることを明らかにした。

分鉱物であるから、セメント系材料の溶脱水の組成を考②高温負荷を受けた場合の累積細孔量の増加に対する有慮した条件でスメクタイトの溶解挙動を評価することは、

効拡散係数の上昇割合は、水セメント比の増大や溶脱低透水層の長期耐久性評価においても、処分施設の合理による拡散係数の上昇と比較して大きいことを示した。

的な設計・性能評価を実施するためにも重要である。

③約 10nm 以下の径の細孔量増加は、セメント硬化体マ
トリックスを形成する C-S-H 自体の変質に由来し、その多孔化によって拡散係数の上昇割合が大きくなった

⑵

目

的

セメント系材料の溶脱水の組成を考慮した条件でフロースルー溶解実験（図 3-3-1、写真 3-3-1）を実施し、ものと考えられる。

スメクタイトの溶解挙動を実験的に評価する。

フィルター

反応後溶液
反応セル

撹拌バー

反応溶液

グローブボックス
・反応溶液の作成
・反応後溶液の回収
・溶液のpHの作成

送液ポンプ

スターラー

一定速度で反応溶液
・一定速度で反応溶液を反応セルへ送液を反応セルへ送液（0.2ml/min）

恒温槽

図 3-3-154

反応セル内の試料を・反応セル内の試料を
常時撹拌
常時撹拌

・反応温度のコントロール
反応温度のコントロール

フロースルー溶解実験の概略図

-10.0log rate (mol/m2/s)

-10.5
-11.0
-11.5
-12.0
-12.5
●Ca系溶液中での溶解速度●Na系溶液中での溶解速度●K系溶液中での溶解速度-13.0（Rate = 10-13.46 × aH+0.24)（Rate = 10-13.84 × aH+0.24)（Rate = 10-13.72 × aH+0.21)

7

写真 3-3-1

フロースルー実験装置

0.060

pH12
pH11
pH10
pH9

0.050
0.040

0.020
0.010
0.000
50

100

150

11

12

13

Ca（OH）
2 - CaCl2 溶液中での溶解速度とpH の関係

-11.0
-11.5
-12.0
-12.5

200

反応時間（h）

図 3-3-2

10

pH

-10.5

0.030

0

9

-10.0

log rate (mol/m2/s)

SiO2濃度（mol/m2/s）

図 3-3-38●本溶解実験
●Ca系溶液中での溶解速度-13.0

反応後溶液中の溶出 SiO2 濃度の経時変化

-13.5
7

8

9

10

11

12

13

pH

⑶

主な成果

⒜

スメクタイトの溶解に及ぼすアルカリ溶液の種類の

図 3-3-4

フライアッシュ混合低熱セメント溶脱水中での溶解速度と Ca（OH）
2 - CaCl2 溶液中での溶解速度影響評価 1）
これまでに報告されているスメクタイトの溶解速度は、度を図 3-3-3 に示した。この結果から、アルカリ溶液の

NaOH-NaCl や KOH-KCl 溶液中で得られたものしかな

種類は、スメクタイトの溶解速度の pH 依存性に大きくい。しかし、処分施設で生成するアルカリ溶液は、セメ影響しないことが明らかとなった。

ント系材料の溶脱に起因する。そのため、セメントの主
成分（Ca
（OH）
（OH）
2）を含む Ca
2‐CaCl2 溶液中で溶解
実 験 を 実 施 し、 既 往 の 結 果 と 比 較 し た。Ca
（OH）
2‐

⒝

コンクリート溶脱水中でのスメクタイトの溶解挙動評価

CaCl2 溶液中でのスメクタイトの溶解に起因する SiO2

実際のセメント系材料の溶脱水中でのスメクタイトのの溶出挙動は、既往のものと同様に反応初期に高い溶出溶解挙動を評価した。溶脱水の作成に使用したセメントを示すものの、その後溶出量は減少し、一定の値を示す

系材料は、フライアッシュ混合低熱セメント（LPC-FA）

ようになった（図 3-3-2）。一定の値を示すようなったである。溶解実験の結果、溶脱水の組成によっては、液状態（定常状態）における SiO2 濃度や Al 濃度を用いて、固比が大きな条件下でも二次生成物の沈殿が示唆された。

ス メ ク タ イ ト の 溶 解 速 度 を 算 出 し た。 そ の 結 果、

一方で、二次生成物の沈殿が生じなかった溶解実験におSiO2 濃度から算出した溶解速度も、Al 濃度から算出しける溶解速度は、Ca（OH）2‐CaCl2 溶液中での溶解速度

た溶解速度もほぼ同様の値を示した。このことは、スメよりも遅い結果となった（図 3-3-4）。このことは、溶

クタイトの溶解が、化学量論的に進行していることを示

脱水中に SiO2 や Al が含まれることで、溶液組成がスメ唆している。また、既往の溶解速度と本研究での溶解速

クタイトの溶解平衡に近づいているために、溶解速度が

電中研レビュー No.55 ● 55

第３章

-13.5

遅くなったものと推測される。上記の成果により、余裕るための技術が必要となる。

深度処分施設の環境条件を考慮した溶解速度は、既往のそのため、当研究所では、放射性廃棄物処分施設にお溶解速度（溶解平衡から離れた条件での溶解速度）よりけるセメント系材料の品質検査システムを構築する技術も遅い可能性があることが明らかとなった。

開発にも取り組んでいる。以下に、その技術開発の一つであるコンクリート表層の反発度ならびに透気性の非破

⑷

今後の展開

壊評価の研究成果を示す。

余裕深度処分施設での人工バリア間（ベントナイト系⑴

材料とセメント系材料）の相互作用を評価する。

背

景

第３章

低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設（図 3-4-

3-4 処分場の品質管理技術 1）1）では、放射性核種の漏えいに対する長期安全性を説明するため、施工されたセメント系材料部材において設第 3 章の冒頭で示したように、放射性廃棄物処分施設

計性能が満足されていることを確認することが重要となの長期安全確保を行うには、放射性廃棄物処分施設は廃る（図 3-4-2）。過去に類例を見ないセメント系材料の棄体を収納した後、順次埋め戻しされ、人手による維持

長期耐久性が要求される余裕深度処分においては、既存管理が困難であることから、施設の建設・操業段階、埋の品質検査技術の適用性について検証しておく必要があ

戻し以降に人工バリアに生じると思われる各種影響要因

る。

を考慮した設計・施工が必要となる。
一方、施設建設にあたっては、設計・施工時に所定の

⑵

目

的

機能を持った施設を建設するための品質管理技術、また非破壊検査技術として、物質移動抵抗性の評価手段と施設竣工時には所定の機能を達成できてることを確認す

して期待される表層透気試験、ならびに強度特性評価として実績が豊富な反発度試験に着目し、それぞれの適用

吹付けコンクリート性を評価する。

二次覆工コンクリート

側部埋戻し材

側部埋戻し材
上部埋戻し材⑶

低透水層(ベントナイト)

主な成果
表層透気試験として Torrent 法表層透気試験注 5） を、廃棄体

反発度試験にはテストハンマー試験を採用した（表 3-4-充填材
(セメント系材料)

1）。表層透気試験では、コンクリートの含水の影響をコンクリートピット

底部埋戻し材

注５）R. Torrent によって 1992 年に開発 ･ 公表されたコンクリー
トの非破壊透気試験方法。同法による測定値は、RILEM（The International Union of Laboratories and Experts inConstruction Materials, Systems and Structures）が推奨す
る室内透気試験 CEMBUREAU 法のデータと強い相関が認められている。

低拡散層(モルタル)

力学的特性、低拡散性、長期耐久性など、部材種類に応じてさまざまな性能が確保される。

図 3-4-1

余裕深度処分施設の設計概念図

設 計

建 設

設計値

達成品質

十分な安全裕度

適切な施工計画

検 査
設計値直接対比
適切な
検査方法

or

代替指標評価

要求性能

施工管理

施工後検査

規制値

施工プロセス検査

安全裕度の定量化による安全レビューの支援

安全性評価

十分に余裕を持った性能設計、ならびに施行後の品質検査によって処分施設の安全性を確保することが肝要と考えられる。

図 3-4-256

セメント系材料を対象とした処分施設の安全性確保システム概念の一例

表 3-4-1

セメント系材料の品質評価を対象とした非破壊試験技術の例

品質分類

非破壊試験技術

測定項目

品質評価項目例

実務適用実績

テストハンマー試験

反発度

圧縮強度、弾性係数

豊富

強度特性

超音波試験
衝撃弾性波試験

物質移動
抵抗性

超音波伝播速度

圧縮強度、弾性係数 ほとんどない

衝撃弾性波伝播速度 圧縮強度、弾性係数 ほとんどない

表層透気試験

透気速度

透気係数

欧州で少々

表層透水試験

透水速度

透水係数

ほとんどない

表層吸水試験

吸水速度

吸水係数

欧州で少々

0.001

構造物
区分

透気性大
補正透気係数 kT' （x10-16m2）

0.01

0.1

1

10

100
30

35

軟らかい

40

45

50

基準反発度 R

55

60

硬い

65

略号

桁A
桁B
PC桁
桁C
桁D
橋脚A
橋脚A
橋脚B11
橋脚B22
橋脚C11
橋脚C22
橋脚D11
RC
橋脚D22
橋脚
橋脚E
橋脚E
橋脚F11
橋脚F22
橋脚F33
橋脚G
橋脚G
トンネル
覆工A
覆工
覆工B
カル カルバートA
バート カルバートB
マスコンn
マス
マスコンe
コンク
マスコンs
リート
マスコンw

経年 プロット
57
55
54
4
69
66
56
43
37
33
13
93
74
68
45
25

＋
＋
○
＋
○
△
□
○
△
○
△
×
△
□
×
□
×
□
△
○
○
△
□
×

反発度が高いものほど透気係数が小さくなる傾向はあるが、必ずしも一対一の関係にはない。コンクリート表層の物質移動抵抗性に及ぼす、各構造物における配合や施工方法の違いの影響が、強度特性への影響と等価ではないことを示唆している。

図3-4-3

表層透気試験から得られた透気係数とテストハンマー試験で測定された基準反発度の関係確認する目的から、Wenner 法（四電極法）によって電⒝

表層透気性および反発度に及ぼす配合や養生条件の影響

気抵抗率を測定した。これらの非破壊試験方法を、経年
約 4 ～ 93 年の計 16 種類の実構造物、および配合や養生室内供試体を対象にした実験では、配合や養生条件に条件が異なる８種類の室内供試体に適用し、両試験によ応じて測定された表層透気性と反発度の関係に相違が認る測定結果を対比した。以下に主な成果を記す。

められた。特に、養生期間が不足した場合、表層透気性
がより敏感に悪化し、中性化が進行した場合では反発度⒜

表層透気性と反発度の関係がより顕著に増大した。

反発度が高いものほど表層透気係数は小さくなる傾向が認められたが、必ずしも一対一の関係にないことが明らかとなった。これは、コンクリート表層の物質移動抵⒞

表層透気試験で取得される透気係数の電気抵抗率による補正方法

抗性に及ぼす配合や施工品質の影響が、強度特性への影

表層透気係数を、Torrent らが提示する電気抵抗率と響と等価ではないことを示すものと考えられる。バリアの関係式（透気に及ぼす含水の影響を考慮した式）に基性能として低拡散性が要求される余裕深度処分施設におづき補正した値は、材齢経過に伴う緻密化によって低下

いては、強度特性のみならず、物質移動抵抗性に着目しが期待されるにも拘わらず、本実験範囲内において上昇

た非破壊検査技術が有用であることが分かった（図 3-4-

する結果となった。これは、空隙構造や含水状態の変化

3）。

が比較的大きな初期材齢への Torrent らの式の適用に

電中研レビュー No.55 ● 57

第３章

透気性小

構造物の検査実務として実績が豊富なのは、強度特性評価を対象としたテストハンマー試験のみであり、今後、物質移動抵抗性評価に資する非破壊試験技術の確立が強く望まれている。

おける課題を示唆するものであり、含水影響に関する適持および体積維持が要求される。普通ポルトランドセメ

切な評価方法が必要であることが分かった。

ント（OPC）を用いたコンクリートは、地下水に溶けやすい水酸化カルシウムなどの水和物を多く含むため、

第３章

以上、表層透気試験および反発度試験の両非破壊試験

地下水との長期間の接触で Ca2+ などが溶脱することで、方法が、それぞれ物質移動抵抗性、強度特性の独立評価

コンクリート部材自体が低密度化し、さらにその一部がに資するものであり、検査に取り入れることで、より合消失することで坑道の安定性を低下させる可能性が示唆

理的な品質判定が可能となることが分かった。なお、本されている。その対応策の一つとして、溶解度の低い安研究成果の一部は、土木学会コンクリート委員会「構造定鉱物を主要構成物とするセメント材料の使用の可能性

物表面のコンクリート品質と耐久性能検証システム研究が考えられ、当研究所では、高耐久性セメント材料の開小委員会」、および「歴代構造物品質評価／品質検査制

発の一環として、結晶度の高い鉱物であるゾノトライト

度研究小委員会」の活動を通じて得たもの（Ca6(Si6O17)(OH)2）、ならびにその随伴生成物であるト

である。

2, 3）

バモライト（Ca5(Si6O18H2)･4H2O）を主要構成物とする
⑷

今後の展開

材料開発を行っている。

強度特性や物質移動抵抗性を対象とした各種非破壊評
価が、余裕深度処分施設においてセメント系材料に要求⑵される性能評価とどのように関連付けられるか明らかに目

的

ゾノトライト高含有型高耐久性セメント材料の溶脱特し、品質検査システムの構築について検討する。

性を把握する。

3-5⑶

新しい人工バリア材料開発

主な成果⒜ ゾノトライト高含有型セメント材料の溶脱耐久性評価 1, 2）
放射性廃棄物処分施設を構成する人工バリアには、放微粉末石英および普通ポルトランドセメントの配合は、射性廃棄物に含有される放射性核種の特性、あるいは天

これまでに最適と判断された各々 30%、52% とした。

然バリア特性により、長期の核種移行抑制機能が必要とこの配合をもとにオートクレーブ養生（220℃ -24 時間）される。

を施してペースト硬化体を製造した。主要生成物相がゾ

そこで当研究所では、先に示したような核種以降抑制

ノトライトならびにトバモライトとなる硬化体は、副生機能に影響を与えることが懸念される各種要因の特性評成物であるカルシウムシリケート水和物（C-S-H）など

価と併せて、長期に耐久性が期待できる新材料の開発研が溶脱しても、溶解度の低いそれらの結晶相（主要生成究も実施している。

物相）は残存する。C-S-H などの副生成物を構成する

これまで、当研究所では低アルカリ性セメント（市販

Ca および Si については、ほぼ同時に溶脱することを確

セメントの pH12.5 ～ 13.0 に対し、低アルカリ性セメン

認した。これらを踏まえ、硬化体の溶脱変質部においてトは 11.0 前後の pH を示す）の研究を実施してきたが、も Ca/Si 比がほぼ変化しない、固相の低密度化領域の拡

ここでは、セメント系材料の新材料として高耐久性高結

大速度抑制効果に着目した場合、普通ポルトランドセメ

晶型コンクリート、ベントナイト系材料の新材料としてントおよびフライアッシュ混和セメント硬化体に比べて、サポナイトに関する研究成果を示す。

溶脱耐久性が高いことが分かった（図 3-5-1）
。

3-5-1

⒝

高耐久性高結晶型コンクリートの溶脱
耐久性評価

化学的構造および細孔特性の安定性評価
溶脱挙動がほぼ収束した状態における硬化体に含まれるゾノトライト、ならびにトバモライトの減少傾向は認⑴

背景

められず（図 3-5-2）、また、それらの結晶相を構成す

我が国の放射性廃棄物処分施設において使用される支る Si イオンの結合状態に変化は認められなかった（図保工などのコンクリート部材は、主に一定期間の強度維

3-5-3）。硬化体の溶脱変質は、主に C-S-H などの副生成58

反射電子像物の溶脱変質によりもたらされ、孔径 100 ～ 1000nm のCa/Si 比範囲でわずかに細孔容積率が増加することを確認した

高耐久性

↑接水面

セメント

（図 3-5-4）。

材料⒞

周辺環境への影響低減効果
ゾノトライトならびにトバモライトを主要構成物とする硬化体の、溶脱変質に伴う浸漬液の pH ならびに Ca2+
600μm

↓中心部

濃度は比較的低く、母岩およびベントナイト系人工バリ↑接水面ア材料への悪影響を低減する効果が期待できる。

ッシュ
混和セメ
ント

↓ 中 心

600μm

↑ 接 水

普通ポル
トランド
セメント

↓中心部

600μm
注）

：低密度化フロント：溶脱変質フロント

試料中のひび割れは、分析前の試料調整時に発生したもので
ある。

浸漬26週

10

20

Tb

Xn

G
Tb, Xn C3S, C2S
Xn
C-S-H

▼

C-S-H

▽

C2S

Xn
▽

C3S

Tb

Xn

Tb
▼

Tb, XnG

Tb，Zn共にピーク強度に差が生じない

初期（a） 初期

Tb, XnTb, Xn2000 count/sec

Xn

X線反射強度（カウント/秒）

図 3-5-1 EPMA（電子線マイクロアナライザー）による硬化体内の元素濃度分布測定、変質フロントの判定（ブロック試料、浸漬 82 週間）30

入射角（2θ）
注）XRD（X 線解析）分析による。
Xn：ゾノトライト Tb：トバモライト
CC：カルサイト Ｑ：クオーツ

図 3-5-2（b） 浸漬 54 週▽：Katoite（C3ASH4）

構成鉱物相の比較（薄板試料、浸漬 54 週）

図 3-5-3

29
Si-NMR スペクトルの変化（薄板試料、浸漬 54 週間）

電中研レビュー No.55 ● 59

第３章

フライア

4

のような検討と並行して、アルカリ環境下で変質しにく

初期
浸漬54週

い材料の人工バリアとしての適応可能性を検討すること

溶脱変質に伴いわずかに増加

細孔容積率（%）

3

は、今後の処分施設設計を合理化する上での方策の選択
肢を増やし、また、現状の検討よりも長期間バリア性能2を維持させることにもつながる可能性がある。

1

⑵

目

的

ベントナイトと類似した特性を持つとされているサポ

第３章

0

100

10

1000

10000

ナイト注 6）のアルカリ環境下での溶解速度を実験的に明100000細孔径（nm）

らかにし（図 3-5-5）、モンモリロナイトの溶解速度と

注）溶脱変質に伴い 100〜1nm の細孔容積率がわずかに高まる。

図 3-5-4⑷

比較することでその有用性を評価する。

細孔径分布の変化

今後の展開

⑶

主な成果

⒜

サポナイトの溶解速度 3）

溶脱イオン量は、硬化体密度の影響を受けると推察さサポナイトの溶解に伴う SiO2 の溶出は、反応初期にれるため、硬化体密度の向上、すなわち空隙率に大きな

高い溶出濃度が観察されたが、徐々に濃度は低下し、ほ影響を及ぼすと考えられる練混ぜ水量の抑制に伴う構成

ぼ一定の濃度を示した（図 3-5-6）。既往の溶解速度算

物相の変化と溶脱イオン量の関係を明らかにする。

出方法に基づき、サポナイトの溶解に伴う溶出 SiO2 濃度（図 3-5-6）と溶解に寄与する反応表面の面積（図3-5-2アルカリ環境下でのサポナイトの溶解速度

3-5-7）を用いて溶解速度（mol/m2･s）を算出した。溶
解速度の算出に使用した反応表面積は、溶解に寄与する

⑴

背

景

反応表面をサポナイト粒子の端面と仮定し、原子間力顕放射性廃棄物処分施設を通過する地下水流量を抑制す

微鏡を用いて粒子端面積を測定した（図 3-5-7）。そのるための、人工バリア候補材料として検討されているベ

結果、サポナイトの溶解速度は、pH9.8（サポナイトのントナイト系材料は、セメント系材料の溶脱に伴って、電荷ゼロ点と類似）を境に低 pH 側と高 pH 側で増加し生成するアルカリ性の地下水の影響で緩やかに変質し、た（図 3-5-8、表 3-5-1）。

バリア性能が長期的に変化することが懸念されている。
その長期的なバリア性能の変化を精度よく予測するためには、ベントナイトのアルカリ変質挙動を理解する必要があり、定量的な検討が行なわれている。一方で、上述

グローブボックス（窒素ガス雰囲気）

注６）モンモリロナイト（鉱物名）と同様にスメクタイト族（族名）に分類される粘土である。両鉱物の大きな違いは、化学組成にあり、サポナイトは、八面体に Mg を主として含み、
モンモリロナイトは Al を含む。

NaOH-NaCl(pH: 9-13.5)(I: 0.3 M)

恒温器 (50 °C)

反応セル
アウトプット
溶液

インプット
溶液

ポンプ
流量：0.1ml/min

試料
スターラー

本溶解実験は、インプット溶液を一定流量で反応セルに送液し、試料を溶解させて、回収された
アウトプット溶液中の溶出元素濃度を測定することで溶解速度を算出する方法である。本研究での実験条件は、図中のとおりである。

図 3-5-560

サポナイトの溶解実験の概略図

表 3-5-1

0.20
SiO2濃度(mmol/l)●pH13.5●pH12.1●pH11.1● pH9.9● pH9.2

0.15
0.10
0.05
0
0

100

200

300

時間 (h)

溶解速度（mol/m2･s）

8.4

1.57 × 10-12

9.2

7.84 × 10-13

10.3

6.29 × 10-13

11.3

8.60 × 10-13

12.7

1.82 × 10-12

pH の値は、室温での測定値から実験条件の 50℃における pH に補正した値。

サポナイト溶解実験におけるアウトプット
溶液中の SiO2 濃度の経時変化⒝

データ数; 188
反応表面積の平均値; 22.7 m2/g

90
80
70

サポナイトとモンモリロナイトの溶解速度の比較 3）
サポナイトの溶解速度は、pH8.5 以上で既往のモンモ

リロナイトの溶解速度よりも遅く、最大で１桁程度遅い（図 3-5-8）。セメント系材料を使用する放射性廃棄物処
分施設において、ベントナイトを補完する形でサポナイ

60

粒子数

pH

トを使用する場合には、少なくともベントナイト分散液

50の pH（pH9 程度）以上の pH 条件が生じるものと推測40される。そのため、セメント系材料を使用する放射性廃3020

棄物処分施設では、サポナイトの方がアルカリ溶解に関10しては有利である可能性が示唆された。

010-15 15-20 20-25 25-30 30-35 35-402

粒子端面の比表面積（m/g)
Specificedge surface area (m2/g）
モンモリロナイトなどスメクタイトの溶解に寄与する反応表面
は、原子間力顕微鏡を用いた溶解のその場観察から、粒子の端面であることが明らかにされている。本研究でもサポナイトの溶解反応表面を粒子の端面と仮定して、その比表面積を測定し、溶解速度の算出に使用した。

図 3-5-7⑷

今後の展開
サポナイトとモンモリロナイトの、アルカリ環境下での安定性に違いをもたらすメカニズムを検討する。また、サポナイトの埋蔵量やコスト面も考慮して、人工バリア
材料としての適用可能性を検討する。

サポナイトの粒子端面の比表面積

Log 溶解速度 (mol/m2·s)

３-6 地下空洞の長期安定性評価技術
-10.5

3-6-1

ボーリングコアによる岩盤評価技術-11.0

概要調査に基づく精密調査地区選定段階においては、-11.5

最終処分法に基づき、地層が掘削に支障のないことを確

-12.0
-12.5

認する必要がある。また、処分施設を建設できることを、確認しておくことが不可欠である。そこで、地表からの
7

8

9

10

11

12

13

pH
pHの値は、室温での測定値から実験条件の50℃におけるpHに補正した値。

図 3-5-8

サポナイト（●）とモンモリロナイト（■）の溶解速度（モンモリロナイトの溶解速度
は Sato at al.（2004）から引用）

調査のみが行われる概要調査段階において、地下施設の建設可能性を評価するために必要な技術開発に取り組んだ。概要調査は地表から行われるので、地下深部の岩盤をボーリング調査によって評価することになる。そこで、ボーリングコアに基づいた岩盤の工学物性や、施工性の評価技術の高度化を図った。

電中研レビュー No.55 ● 61第３章

図 3-5-6

各 pH 条件におけるサポナイトの溶解速度

少ない

割れ目

割れ目状態
Jc=3
（RMR：20）

RQD（%）

150 <100 - 90大90 - 75

奥美濃（板取側）

5-6

新高瀬川

3.5

100-150
小処分施設が建設できることを具体的に確認するために数候補地点を比較するために、支保や掘進速度なども評

奥只見

2.8

50 - 25

25 - 0

2.53

小丸川

3.92

3.28

下郷

葛野川

1.5

1.5

2.64

2.13

1.53

1.49

1.12

0.71

0.83

0.57

0.30

50-100

3
2.89

本川

2
1.67

0.97

図 3-6-2

は、設計に必要な物性を評価することが必要であり、複2.51

25 - 50qu (MPa)

3 つの要素（qu、RQD、Jc）の 3 次元空間における物性値などの分布の模式図

4

奥多々良木増設

25 >第３章

図 3-6-1

75 - 50

6.0
4.22

硬
さ

多い

1

3.1

岩盤の粘着力（MPa）の分布と等高線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）

価することが重要である。ボーリングコアの情報から、
これら岩盤工学特性を合理的に評価する必要がある。そ50MPa、25MPa 未満の 5 段階に区分した。RQD、Jc ものためにボーリングコアから評価可能な３つの項目、コ

５段階に区分し、区分の境界は RMR と同様とする。なアの一軸圧縮強さ（qu）、RQD（Rock Quality Designa-

お、データは日本のダム地点の 2,000 点近い岩盤せん断

tion；コア長 100cm のうち、長さ 10cm 以上で棒状コア試験データをグループ化したものであり、参考のためにになっているものの合計を cm で表したもの）、割れ目

地下発電所地点の単独試験データもプロットしている。

の状態（Jc）ごとにランク分けして、岩盤に評点を与えこれらのデータに基づき、岩盤せん断強度の等高線を描る手法（評点式岩盤評価法と呼ぶ）が有効であると考えいて評価基準 2）とした。

た。例えば、海外でも広く使われている RMR（RockMass Rating）法はこの３項目を網羅しており、代表的⑵

岩盤弾性係数の評価な評点式岩盤評価法といえる。しかし、RMR の評点か

この分析に用いることのできたデータは、地下発電所

ら岩盤物性などを推定する計算式なども提案されているの平板載荷試験データのみであり点数が少ない。また、

ものの、日本の岩盤にはあまりフィットしないとも指摘

これらの地下発電所地点は、ほとんどの場合 Jc= １にされている。そこで RMR 法などとも共通の評価項目を相当する。このため、他の Jc 区分は除くものの、RQD

用いて、かつ日本の岩盤に適切な独自の方法の検討をと qu の変化に伴う岩盤弾性係数を、おおむね実績と整行った。RMR のように３つの要素（qu、RQD、Jc）の合的に推定できる評価基準を作成することができた。

評点から１つの総合点を算出するのではなく、評点の三次元空間の中で強度その他の岩盤工学特性を表示するこ

⑶

掘進速度

とにした。図 3-6-1 は、その概念を示している。ただし、既設トンネルについて、工法別（NATM、TBM）に実際の表示では、Jc 一定のいくつかの断面で切った掘進速度と qu、RQD、Jc との関係を、施工実績から検RQD-qu 図を用いる。

討した 1）。
一般的傾向として、qu が大きい岩盤では、掘進速度⑴

岩盤せん断強度の評価

は qu の変化の影響をあまり受けず、RQD の変化が大

図 3-6-2 に一例として、Jc=3 断面での粘着力のデー

きく影響すると考えられる。一方、逆に qu の小さい岩

タ を RQD-qu 図 上 に プ ロ ッ ト し た 。 こ こ で、qu は盤では、掘進速度は RQD の影響をあまり受けなくなる

150MPa 以 上、100 ～ 150MPa、50 ～ 100MPa、25 ～と考えられる。図 3-6-3 には、一例として NATM 工法

1）

62

第３章

図 3-6-3

NATM の場合の掘進速度の分布と区分線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）

図 3-6-4

NATM の場合の支保の分布と区分線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）の場合の掘進速度データのプロットならびに掘進速度を=4 〜 5 では大きく変化しており、これも掘進速度の検Ap、Bp、Cp に区分した線を示す。

討結果と同様であった。

また、Jc 別に見たそれぞれの区分線は、Jc=1 〜 2 か以上⑴～⑷に示したように、ボーリングコアの情報から Jc =3 では変化が少なく、Jc=3 から Jc=4 〜 5 ではやら岩盤の強度、変形性や掘進速度、支保の程度を推定すや大きく変化することが分かった。

る手法を構築した。

全般的には、岩盤が良好（qu、RQD が大きく Jc が本研究成果は、原環機構受託報告「概要調査における小さい）になるほど掘進速度が大きくなるが、TBM 工

地質環境特性（岩盤、地下水）の調査技術、評価手法の法の場合には、Jc=1 〜 2 のとき、qu、RQD ともに大き高度化」の成果の一部を取りまとめたものである。

い良好な岩盤では、掘進速度がやや小さくなる。これはカッターの磨耗が激しく、カッター交換を頻繁に行う必

3-6-2

ニアフィールド岩盤の計測 ･ 評価技術

要があることが原因と考えられる。
高レベル放射性廃棄物処分施設では、ガラス固化体か⑷支保ら発生する熱の影響を考慮した、処分空洞周辺（ニア

既設トンネルについて、工法別（NATM、TBM）に支フィールド）の長期挙動評価技術が求められている。我保と qu、RQD、Jc との関係を施工実績から検討した 。

が国では、割れ目が少なく透水性の低いという特徴を有評価基準図の一例を、図 3-6-4 に示す。

する堆積軟岩が広く分布しており、処分施設の候補岩体

1）

評価基準図の支保の区分線は、NATM 工法でロックの１つとして考えられている。しかし、堆積軟岩を対象

ボルト 10 本 /m より多い、5 ～ 10 本 /m、5 本 /m 以下、とした原位置の加熱実験は見あたらず、事例研究を通じ

TBM 工法で無支保、ファイバーコンクリート、リング

た熱、水、応力の相互作用の現象解明と、長期挙動評価

支保におおむね対応するようにした。それぞれ支保の程手法の確立が望まれている。

度を（軽い）As ＞ Bs ＞ Cs（重い）とすると、区分線

そこで、堆積軟岩サイトにおける原位置加熱実験を実の形状は掘進速度の場合と同様であり、いずれも右下に施し、温度が変化する環境下での岩盤の温度・ひずみ計

凸の曲線となった。

測手法の開発、および比抵抗トモグラフィーによる高温

割れ目状態 Jc 別に見たそれぞれの区分線は Jc=1 〜 2

域進展のモニタリング手法の確立を行った。試験を実施

から Jc=3 ではやや変化するのに対して、Jc=3 から Jcした堆積軟岩サイトは、上総層群の泥岩層に構築した地

電中研レビュー No.55 ● 63

埋め込む前に
一体化

100
計測 解析

周方向（ｒθ方向）
ひずみゲージ（４枚）

25 数値は深度を表す．
45 （単位:cm）
65
85
105

80

温度 (℃)

軸方向（Z方向）ひずみゲージ
（４枚）

60
40
20

57 日後
0

図 3-6-5

コアセンサー試作版

0

20

40
60
80
経過時間 (日)

120

25

30

500
計測 解析
10
30
50
80

400

⑴

半径方向ひずみ (μ)

下空間実験場である。
温度が変化する環境下での岩盤の温度・ひずみ計測
手法の開発
温度が変化する条件で、岩盤内のひずみを正確に測定

300

100
0
-100
500

する方法は確立されていない。そこで、コアにひずみ

計測 解析
15 数値は深度を表す．
35 （単位:cm）
55
75
105

400

ゲージと熱電対を貼って岩盤内に埋め戻すひずみ計測方法（コアセンサー）を開発した 3）（図 3-6-5）。原位置加熱実験により、開発した計測方法を用いて、岩盤内部のひずみと温度を同時に計測し、温度が変化する条件での岩盤内部のひずみを計測することができた。また、温度

300
200
100
0
-100

と半径方向のひずみの計測結果は、次項 3-6-3 記載の熱05－水－応力連成解析コードの解析結果とよく一致した（図 3-6-6）。しかし、鉛直方向のひずみについては、計

図 3-6-6

測結果と解析結果が異なるため、今後、計測および解析

数値は深度を表す．
（単位:cm）

200

鉛直方向ひずみ (μ)

第３章

100

10
15
20
経過時間 (日)コアセンサーによる計測結果と解析結果の温度およびひずみの比較の両面からの原因解明が必要である 4）。
原位置加熱実験の結果として、岩盤内部の温度変化については、初期温度約 16℃の条件で直径 30cm のヒーター孔に 90℃の温度が負荷される時、ヒーター孔の孔

ヒーター孔壁からの距離
0

50

100

150

200 cm

壁から約 20cm 程度の範囲が 40℃を上回る温度となった（図 3-6-7）。また、岩盤内部のひずみは、温度の変化に応じて主として熱膨張で生じていることが分かった。
⑵

比抵抗トモグラフィーによる高温域進展のモニタリ
ング手法の確立
90℃に加熱して57日後ガラス固化体から発生する熱の影響を評価するため、(℃)

多数の熱電対をニアフィールドに設置することは、現実的には困難であることが予想される。そこで、原位置加
熱実験において、地表部およびヒーター孔周辺の地中に配置した電極を用いて、比抵抗トモグラフィー法の繰り返し測定を行い、比抵抗の変化から高温域の進展状況をモニタリングする手法の適用性を検討した 5）。その結果、

64

図 3-6-7

計測結果から得られた温度コンター

連成の定式化を行い、有限要素法プログラムに導入した。

比抵抗低下
ヒーター孔

比抵抗変化（%）

また、ニアフィールドでの長期的な力学挙動を評価する
ため、岩盤のクリープモデル、拡散二重層理論に基づく
膨潤評価式を用いた、緩衝材の膨潤挙動モデルを導入し砂層た。

2 日後（40

⑵

ヒーター孔

（m)

解析コードの検証
この解析コード LOSTUF には、実スケールでの連成現象を定量的に予測できる性能が求められる。
LOSTUF の予測性能を検証するため、以下のような

14 日後（60℃)

熱−水−応力連成実験に対して適用してきた（括弧内は

ヒーター孔

（m)

実験の実施者）。
・堆積軟岩での原位置加熱実験（当研究所）4）・ベントナイトへの室内加熱浸透試験（CEA、フラ砂層

57 日後（90℃)

ンス；CIEMAT、スペイン）7）・花 崗 岩 地 下 実 験 サ イ ト で の プ ロ ト タ イ プ 試 験（m)

図 3-6-8比抵抗トモグラフィーの結果

ヒーター孔の温度の上昇に伴い、比抵抗の低下域が徐々に広がる様子が計測され、高温域の進展状況をモニタリングできる可能性が示された（図 3-6-8）。

（AECL、カナダ）8）⑶

LOSTUF の適用例
ここでは、上記のうち、フランスの CEA が実施した

ベントナイトの室内加熱浸透試験に対する解析結果を紹
介する。

3-6-3

熱 - 水 - 応力 3 連成解析技術

試験は、圧縮ベントナイトにより作成された直径200mm、高さ 200mm の円柱型試験体を圧力容器に封入

人工バリア定置後のニアフィールドでは、長期にわたし、下面を 150℃に加熱することで温度勾配を形成したり、廃棄体の発熱、地下水の再冠水、緩衝材・埋戻し材（ フ ェ ー ズ １） 後、 上 面 か ら 1.0MPa で 水 を 注 入 す るの膨潤、岩盤のクリープなどが進行する。廃棄体からの（フェーズ２）ものである。試験中は、温度、相対湿度、

熱は熱ひずみを発生させるとともに、地下水の移動に影

軸応力の経時変化を計測した（図 3-6-9）。

響を与え、それがさらに緩衝材の膨潤挙動に影響を与え

図 3-6-10 ～図 3-6-12 に温度、相対湿度、軸応力の計る。また、緩衝材、岩盤の熱物性は、飽和度の影響を強測結果と、当研究所が実施した解析の結果を合わせて示く受ける。このように、ニアフィールドは熱－水－応力

す。 温 度 は 下 面 が 加 熱 さ れ た フ ェ ー ズ １ に 上 昇 し、が連成する複雑な環境となり、処分施設の設計・安全評

フェーズ２では一定に保たれる結果となった。解析は、価において、この長期的な連成現象を考慮する必要があ

その経時変化をよく再現している。相対湿度については、る。そこで、当研究所では、熱－水－応力の連成によるまず、フェーズ１において、ヒーターから遠い計測点

影響を予測するための数値解析コード LOSTUF の開発（HR7）で上昇傾向となり、ヒーターから近い計測点を進めてきた 。

（HR3）では下降傾向となる。これは、ヒーター側から

6）

水分が移動していることを表している。一方、フェーズ⑴

解析コード LOSTUF の概要

２では、水が注入されるため、全ての計測点で相対湿度

LOSTUF の開発においては、支配方程式として、エが上昇する。解析結果は、この挙動を再現している。軸ネルギー保存則、地下水の質量保存則、力の釣り合い式

力については、フェーズ１、２ともに上昇傾向を示す。

を連立させることにより、多孔質媒体での熱－水－応力

解析値は、フェーズ間で一旦ロードセルをはずし、荷重

電中研レビュー No.55 ● 65

第３章

砂層

フェーズ120

RH0=60% (Cell1)
RH0=75% (Cell2)

15

T=21oC加熱

フェーズ1 フェーズ2

軸応力 Ｍ(Ｐａ )

203mm
MX-80

T=21oC

150oC

計測データ
計算値
計算値 (荷重が落ちた
影響)

10

φ=203mm
フェーズ2 T=21oC, P=1.0MPa

5

第３章

水の注入

0
0

2000

4000

6000
時間 (hr)

T=150oC

図 3-6-9

図 3-6-12

加熱浸透試験の模式図

8000

10000

解析と計測の比較（軸応力）が落ちた影響を考慮するケースとしないケースの２ケー
計測値
T4
T7
T10

150

T4 計算値

温度 ℃( )

100

ス を 示 し て い る。 解 析 は ほ ぼ 傾 向 を 捉 え て い る が、フェーズ 1 での応力を過大に予測している。
⑷

T7 計算値

今後の展開
これまでの LOSTUF の適用事例からは、温度分布、再冠水挙動については精度よく再現できている。一方、

50

緩衝材の膨潤挙動などの力学挙動については、再現性にT10 計算値

乏しい場合もあり、モデルの高度化を進める必要がある。

フェーズ1 フェーズ2

0
0

2000

4000

6000

8000

10000

時間 (hr)
図 3-6-10

また、長期的には地化学作用が熱−水−応力連成挙動に影響を与える可能性があり、熱−水−応力−化学の４連成についても検討を進めている。

解析と計測の比較（温度）

参考文献
3-1
1） 田中幸久、中村邦彦：海水の濃度と高温履歴がベントナ
イトの膨潤特性に及ぼす影響、電力中央研究所研究報告

HR7 計算値

100

N04007、2004 年 10 月．

HR5 計算値

相対湿度 ％(

2） 田中幸久、長谷川琢磨、中村邦彦：海水の濃度が各種ベ80

ントナイトの透水係数ならびに膨潤圧に及ぼす影響のモ
デル化、電力中央研究所研究報告 N07008、2007 年 12 月．

60
40

)

HR3 計算値
20

計測値
HR3
HR5
HR7

2000

4000

6000

8000

時間 (hr)
図 3-6-1166

廃棄体の沈下挙動－遠心模型実験と簡易沈下予測法の提案－、電力中央研究所研究報告 U03074、2004 年 3 月．
4） 中村邦彦、田中幸久：高レベル放射性廃棄物処分孔でのオーバーパックの沈下挙動－ベントナイト種類の影響とフェーズ1 フェーズ2003） 中村邦彦、田中幸久：高レベル放射性廃棄物処分孔での解析と計測の比較（相対湿度）

10000

沈下予測手法の高度化－、電力中央研究所研究報告
N05029、2006 年 8 月．
5） 田中幸久、廣永道彦、工藤康二：飽和したベントナイトのガス移行メカニズムとそのモデル化、電力中央研究所
研究報告 N07005、2007 年 10 月．

6） 田中幸久：飽和した高密度ベントナイトのガス移行解析

メント材料の溶脱特性評価，電力中央研究所研究報告

手法の開発－力学連成気液 2 相流によるモデル化と適用性の検討－、電力中央研究所研究報告 N08065、2009 年

N08006、2008 年 11 月．
3） 横山信吾、佐藤

6 月．

努：アルカリ環境下におけるサポナイ

ト溶解の速度論的研究－放射性廃棄物処分施設における

7） 田中幸久、廣永道彦、森敦史：放射性廃棄物処分施設

人工バリア材料としての適応可能性検討－、電力中央研へのガス移行解析コードの適用に関する研究－気液 2 相究所研究報告 N07020、2008 年 3 月．

流解析コードの選定と適用－，電力中央研究所研究報告

3-6

N09003、2009 年 12 月．

1） 澤田昌孝、新

3-2

土

1） 蔵重

勲、廣永道彦：地下水中炭酸水素イオンによるセ1）、電力中央研究所研究報告 N06028、2007 年 4 月．
2） 蔵重

公、

宏之：概要調査段階の処分空洞建設性評価－ボーリ

ングコアを利用した評点式岩盤評価法－、第 38 回岩盤力学シンポジウム、2009 年．
2） Koichi Shin, Masataka Sawada, Yoshiki Inohara,

勲、吉田崇宏、千田大詩、廣永道彦：高温負荷に

Tadashi Miwa, Makoto Asakawa, Takumi Shidahara4

よる普通・低熱ポルトランドセメント硬化体の細孔構造

and Teruyoshi Hatano：An Engineering Rock Mass

変化とイオン拡散性に及ぼす影響、電力中央研究所研究Classification To Estimate Rock Properties, Support

報告 N07041、2008 年 7 月．

And Excavation Rate, World Tunnel Congress 2009.
3） 岡田哲実他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 1）

3-3－泥岩の熱・力学特性調査と温度・ひずみ計測手法の高1） 横山信吾、佐藤努、大谷裕介、高山英樹、中村邦彦、

度化－、電力中央研究所研究報告 N08054、2009 年 7 月．

田中幸久、廣永道彦：低レベル放射性廃棄物処分施設に

4） 澤田昌孝他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 2）

おける人工バリアの耐久性評価－アルカリ環境下でのベ−熱・水・応力連成解析の軟岩地山への適用に向けてのントナイト系材料中のモンモリロナイト溶解に関する研基礎検討−、電力中央研究所研究報告 N08055、2009 年

究－、電力中央研究所研究報告 N07006、2007 年 11 月．

7 月．
5） 窪田健二他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 3）3-4－比抵抗トモグラフィー法を用いた高温域進展状況のモ

1） 蔵重勲、廣永道彦、松田芳範、岸利治：放射性廃棄物処分施設におけるセメント系材料の品質検査システム

ニタリング－、電力中央研究所研究報告 N08056、2009
年 7 月．

の構築（その 1）－コンクリート表層の反発度ならびに

6） 澤田昌孝、岡田哲実、長谷川琢磨：高レベル放射性廃棄

透 気 性 の 非 破 壊 評 価 －、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告物処分地下施設の長期挙動予測評価プログラムの開発－

N08081、2009 年 8 月．

緩衝材膨潤評価式の数値モデル化と熱・水・応力連成解

2） 土木学会 構造物表面のコンクリート品質と耐久性能検証システム研究小委員会（335 委員会）成果報告書およ析スキームの構築－、電力中央研究所研究報告 N05028、2006 年 6 月．

びシンポジウム講演概要集、2008 年 4 月 .
3） 土木学会 歴代構造物品質評価／品質検査制度研究小委

7） 澤田昌孝、岡田哲実、長谷川琢磨：スウェーデン・ハー
ドロック地下研究施設における高レベル放射性廃棄物処員会（216 委員会）成果報告書およびシンポジウム講演

分のための国際共同研究（その 9）－人工バリアタスク

概要集、2009 年 11 月 .

フォースにおけるベントナイトの室内加熱浸透試験の解析－、電力中央研究所研究報告 N07002、2007 年 7 月．

3-58） 田中靖治他：スウェーデン・ハードロック地下研究施設

1） 山本武志：結晶性トバモライトを含む耐熱コンクリート

における高レベル廃棄物処分のための国際共同研究の開発－ペーストによる検討－、電力中央研究所研究報（1999-2008）－地下水環境評価法と性能評価手法の実証

告 U02020、2003 年 1 月．

－、電力中央研究所総合報告 N06、2009 年 8 月．

2） 山本武志、廣永道彦：ゾノトライト高含有型高耐久性セ

電中研レビュー No.55 ● 67

第３章

メント系材料の溶脱抑制メカニズムに関する検討（その孝一、秦野輝儀、津田延裕、三和

第４章

4-1

人工バリア長期挙動評価技術（ガラス・セメント・粘土）… ………………………… 70

4-1-1

セメント水和物の変質モデル開発

4-1-2

化学平衡・物質輸送連成計算コードの開発

4-1-3

ガラス固化体処分時影響評価

4-2

ニアフィールド中の核種移行評価技術… …………… 75

4-2-1

セメント系材料の核種収着挙動の評価

4-2-2 セメント系材料バリア中の核種拡散による移行抑制効果
4-2-3

セメント硬化体中での微量元素拡散挙動測定へのLA-ICP-MS の適用

4-2-4 セメント水和物からのコロイドの発生とその特性評価
4-3

長期の放射性廃棄物処分における不確実性評価技術… …………………………………… 80

4-3-1

リスク論的安全評価手法の開発

4-3-2 放射性廃棄物処分事業の体系的な品質保証概念の提案
4-3-3

放射性廃棄物処分における「技術的に最善の手段（BAT）」の考え方の適用

第４章

安全評価手法
全評価手法

4-1 人工バリア長期挙動評価技術（ガラス・セメント・粘土）

C-S-H ゲル＋飽和Ca
（OH）
溶液
2
実験値
初期 Ca/Si=0.47
=0.65
=0.9
モデル計算値
初期 Ca/Si=0.47
=0.65
=0.9

20×10−3
初期⑴

セメント水和物の変質モデル開発

C-S-H ゲルの溶解沈殿モデル 1, 2）
長期にわたりセメント水和物は、地下水との接触によって構成成分が溶解し、化学的に変質する。セメント

Ca 濃度 / mol dm−3

15

4-1-1

10

0
0.4

握することが、長期的なバリア性能の評価において重要となる。セメント水和物は複数の水和鉱物から構成され

C-S-H（本モデル）

32 days5が変質すると、その化学的バリア性能にも変化が生じることとなるため、セメント水和物の化学的変質挙動を把12 days

12d

12d

61d

32d

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

C-S-Hゲル固相の Ca/Si 比

図 4-1-1

第４章

るが、その溶解挙動において主要となる鉱物が C-S-H
ゲル（カルシウムシリケート（CaO-SiO2-H2O）水和物）

C-S-H ゲルへの Ca（OH）2 溶液接触による固相組成変化（Ca沈殿）に関する実験結果とモデル計算結果の比較である。C-S-H ゲルの変質のモデル評価は、セメント系れる。我が国における処分候補地の可能性を考慮すると、材料の長期的変質を評価するための基盤となる重要性を

海水起源の地下水など幅広い条件に対処できる評価手法もつ。

の開発が必要である。

当研究所は、C-S-H ゲルの新たな熱力学的溶解沈殿モ

海水系地下水中では、セメント系材料からの Ca 成分

デルを開発した。本モデルの特徴は、全ての Ca/Si 比にの溶脱が促進される可能性が知られているが、その反応

わたって C-S-H ゲルを Ca（OH）2 と SiO2 の非理想固溶体機構については十分に解明されていなかった。そこで当として表現し、これらのモデル固相の溶解反応の log K

研究所は、海水成分がセメント水和物の化学的変質に及を、Ca/Si 比の関数として数学的連続性を確保して記述

ぼす影響因子を実験的に把握するとともに、その化学的したことにある。この特徴によって、C-S-H ゲルの非調変質反応のモデル化を行った。

和な溶解（元素組成が不定比に変化）を精度よく予測で

NaCl 濃度をパラメータとした C-S-H ゲルの溶解度測

きるとともに、図 4-1-1 に示すように、従来モデルでは

定の結果、Na+ は C-S-H ゲルに、その構成成分である

不可能であった Ca/Si 比の連続的な変化を伴う沈殿反応

Ca2+ との交換反応によって収着することを見出した。

も、現象に即して再現することができる。また、C-S-H

これにより変質への影響として、NaCl 濃度の増大によ

ゲル、ポルトランダイト、エトリンガイトなどの鉱物のり、Na との交換によって C-S-H ゲルの Ca の溶脱が促共存系であるセメント水和物の溶解挙動についても、従進されることが明らかとなった。この結果に基づき、液来モデルと比較して、よりよく再現することができる。

相中の Na と C-S-H ゲル中の Ca のイオン交換モデルと、当研究所が提案した C-S-H ゲルの溶解沈殿モデルは、

C-S-H 非調和溶解沈殿モデルを組み合わせた評価手法を

C-S-H ゲルの非調和な溶解・沈殿に支配される条件のセ構築した。

メント系材料であれば、変質挙動を評価するための基礎処分環境におけるセメント系材料の変質への NaCl 濃

モデルとして適用が可能である。なお、本モデルは上記度の影響については、Ca/Si 比の高い状態では、Ca のの特徴から、我が国の TRU 廃棄物処分に関する技術的溶解度が高くなることで交換性 Na との競合が起こり、検討において、セメント系人工バリアの変質解析のイオン交換が抑制されるため、イオン強度の増大によるための基礎モデルとしてすでに採用された実績がある。

C-S-H ゲルの溶解度の増大を評価すれば十分であるが、3）

長期の溶脱による変質が進み Ca/Si 比が低くなる場合⑵

海水系地下水中におけるセメント水和物の化学的変質

4）

地下処分場環境において、処分施設に使用されるセメ
ント系材料は、地下水と接触して変質するものと考えら

70

は、Na と C-S-H ゲル中の Ca の交換による溶脱促進の可能性を考慮する必要があると指摘できる。

0.1

ントナイト系材料あるいは岩盤との界面での物質移動に

液相 Ca 濃度 / mol dm−3

実験値
低 Ca/Si 比（0.65）
高 Ca/Si 比（1.2）

大きく影響する可能性を示すものである。そこで当研究所では、鉱物の溶解沈殿に伴う固相内の空間的な物質移

イオン交換モデルも考慮

行係数の不均質な分布を再現するモデルを構築し、セメ

0.01

ント硬化体の溶脱挙動を評価するツールとして、解析
Na＋とCa2＋の
イオン交換
による効果

コード CCT-P を開発した。
本手法は、セメント硬化体中の溶解／沈殿による鉱物量の増減から空隙率を算出し、これを拡散係数と遅延係

0.001

数の変化に反映させたモデルを組み込んだものである。

溶解度（イオン強度影響）のみを考慮
10−5

10−4

10−3

10−2

10−1

100

初期 Na 濃度 / mol dm−3

図 4-1-2

さらに、セメント硬化体表面近傍に炭酸カルシウム（CaCO3）のような溶解度の低い沈殿が生じる場合には、
これが物理的な閉塞の効果を示して硬化体内部からの成分の溶脱が極度に抑制されることを表現するため、浸漬溶液とセメント硬化体固相の間に Ca2+ と HCO3 −が反応

4-1-2

化学平衡・物質輸送連成計算コードの開発する層を追加した系を解析可能とするモデルを構築した。
開発した手法を用いて、セメント硬化体試料をイオン⑴

開発コード群の概要

交換水および地下水成分のうち、重炭酸イオンを含んだ

当研究所が開発・保有する人工バリア長期挙動評価、溶液（NaHCO3 溶液）中に長期間浸漬した場合の溶脱挙

および核種移行評価を含めた性能評価コードを表 4-1-1動を解析した結果を図 4-1-3 に示す。解析結果は実験結に 示 す。 こ れ ら の う ち、CCT、CCT-P、CCT-F は、果を精度よく再現しており、溶脱により硬化体内部で空4-1-1 ⑴の C-S-H ゲルの溶解沈殿モデルを組み込んで開間的な不均質性を生じた場合の変質挙動、および硬化体発したものであり、セメント系材料を含む処分施設の長

表面に難溶性の沈殿が生じた場合の溶脱抑制挙動につい

期挙動評価を対象としている。

て、実現象に即して評価が可能であることを示した。本

表 4-1-1

電力中央研究所の人工バリア性能評価コード
コード名

手法は、セメント系材料で構築される放射性廃棄物処分施設を対象に、地下水成分との反応を考慮した場合の長期的な変質挙動を、現実的に評価するツールとして活用

略称

化学平衡・物質輸送連成計算コード
CCT 5）（コンパートメントモデル、多孔質媒体対象）が期待できる。

化学平衡・物質移行連成計算コード（移流分散方程式、多孔質媒体対象）

CCT-P 6）

化学平衡・物質移行連成計算コード（準 2 次元、亀裂媒体対象）

CCT-F

ガラス固化体溶解挙動解析コード

STRAG4 8,9）

オーバーパック容器腐食挙動解析コード

CRANP 8）

緩衝材中核種移行解析コードGESPER 10）

なされている。しかし、実処分場の土木構造物ではひび

人工バリア安全評価コード

RAPRAN

人工バリア性能不確実性解析コード

IMUPAS 13,14）

割れ発生の可能性を否定できず、ひび割れ部において変⑶

7）11,12）

亀裂を有するセメント系材料の化学的変質解析 17）

既存の性能評価の多くでは、セメント系材料について、
均一な多孔質媒体としてのモデル表現のみで解析評価が質が卓越して不均質に進行する可能性が考えられる。そこで当研究所では、ひび割れを有するセメント硬化体の⑵

セメント硬化体の溶脱挙動解析

6, 15）

変質評価手法の開発を行っている。

セメント硬化体中で構成元素の溶脱や二次鉱物の沈殿

人工的な単一ひび割れを導入したセメント硬化体試料が起こると、セメント硬化体固相内部の物質移行特性がを用いた連続通水実験によって、ひび割れに沿った変質

変化し、溶脱による変質の進行が抑制されることを示す

現象を把握するとともに、これを表現するための準 2 次

実験結果を得ている。この結果は、セメント系人工元の物質移行モデルを構築し、さらに 4-1-1 ⑴で述べたバリアの表面で起こる沈殿反応が、セメント系材料とベ

C-S-H ゲルの非調和溶解沈殿モデルと組み合わせること

16）

電中研レビュー No.55 ● 71

第４章

C-S-H ゲルからの Ca 溶脱の NaCl 濃度依存性に関するモデル解析結果

固相中Ca濃度
イオン交換水NaHCO3 6e-5M

固相中CaCO3 濃度

NaHCO3 6e-4M

イオン交換水NaHCO3 6e-3M
20

NaHCO3 : 6e-4 M
1 mm

NaHCO3 : 6e-3 M
0

1

2

3

0.5
0.4

15

0.3
10
0.2
5

4 mm

0

固液接触面 00.5 1.0 1.5 2.0 2.5
セメント硬化体中のCa/Siモル比

0.1

0

1

3

0.0
4 5×10−3

固液界面からの深さ［m］

実験結果（EPMA分析）

第４章

モデル解析結果⒜2.5×10−3

固相中の組成分布NaHCO3 濃度 実験値0（イオン交換水）
6×10−5 M
6×10−4 M
6×10−3 M

2.0
Ca 浸出量 [mol/cm2]

2

CaCO3 濃度［mol/L-固相］

Ca濃度［mol/L-固相］NaHCO3 : 6e-5 M

解析結果

1.5
1.0
0.5
0.0
0

10

20

30

40

50

浸漬期間［週］⒝

図 4-1-3構成成分の溶脱挙動

セメント硬化体の変質解析（浸漬実験との比較）

で、亀裂性セメント媒体の変質解析コード CCT-F を開ことから、ひび割れを有するセメント媒体の変質評価に発した。検討結果を図 4-1-4 に示す。

有用な解析手法としての妥当性を確認できた。しかし同実験では、ひび割れ表面から Ca が溶脱し、表面近傍

時に、変質現象をより精度よく再現、予測するためには、に変質層が生成した。変質層では、硬化体固相内部から速度論的な考察や間隙率変化を伴う変質の影響も含めた、表面に向かって Ca/Si が低下していた。ひび割れを通過

拡散についてのより詳細な検討が必要であることも明らした排出溶液の組成については、通水量が大きくなるにかとなった。これらを考慮した物質移行モデルの高度化

従って、Ca 濃度は低下、Si 濃度は増加した。これは初については、今後の課題として引き続き検討する必要が

期の Ca
（OH）
2 の溶解に続き、固相中の Ca/Si 比の低下ある。

を伴う C-S-H ゲルの非調和溶解が起こることで説明され、固相の分析結果と整合するものであった。これらは、
C-S-H 系鉱物を主要構成要素とするセメント水和物の変質現象を特徴づけるものである。

⑷

セメント系材料を使用した処分施設周辺の化学環境解析 18）
物質移行モデルとしてコンパートメントモデルを採用開発した CCT-F コードを用いた解析結果は、単一ひした化学平衡・物質輸送連成計算コード CCT を用いて、び割れセメント硬化体の変質実験結果を妥当に再現した人工バリアシステムの性能評価に必要な情報となる、セ72

流出液中 Ca, Si 濃度（mol dm−3）

10−1

OPC硬化体（水セメント比 0.35）
通水速度: 2.5 cm3 hr−1

10−2
10−3
10−4
10−5

モデル計算値
Ca
Si

10−6

実験値
Ca
Si

10−7
0

500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
通水時間（hr）⒜

流出液組成の経時変化

既存の評価手法：
均一な水理場（多孔質媒体）を仮定した一次
元の移流／分散／拡散⒝

図 4-1-4

排出溶液の
連続採取

第４章

亀裂の発生を考慮した評価手法の構築

セメント硬化体健全部内：拡散

亀裂内：
移動／分散

人工亀裂を有する
500μm
OPC硬化体カラム入り口よりカラム試料：
15cmのCa分布（下流）亀裂幅：1.5mm
亀裂表面
直径：10mm
試料長さ：200mm

500μm

カラム入り口より1cmのCa分布（上流）

低流量ポンプによる蒸留水の通水評価体系（実験、モデル）と固相中の組成変化観察結果

人工亀裂セメント硬化体の変質に関する検討結果

メントから溶出する高 pH・高カルシウム濃度の地下水想定し、石英（Quartz、SiO2）、カリ長石（K-Feldspar、
K Al Si3O8）、曹長石（Albite、Na Al Si3O8）の混合物（体積比としてそれぞれ 30％、20％、50％）と仮定して単純化した。図 4-1-5 に示す例のように、周辺岩盤中に石英などのケイ酸塩鉱物の溶解によって pH 変化が緩衝された領域（pH が約 10.7）が形成されること、一方で、セメントから溶出した Ca とケイ素（Si）の反応により、二次鉱物として C-S-H ゲルが析出することが示唆された。なお、低アルカリ性セメント（普通ポルトランドセ
メント（OPC）に SiO2 を添加したポゾラン材料高含有
セメント、以下、HFSC と記す）を処分施設に使用した
場合には、構成鉱物の溶解や二次鉱物としての C-S-H
ゲルの生成はほとんど見られず、周辺岩盤への影響が低岩盤中の鉱物量（mol m−3）

周辺岩盤は、ケイ酸塩鉱物の組成割合の高い花崗岩を間隙水pHによる周辺岩盤の変質挙動を試算した。
12

4.0×105年

10
0年

8

間隙水pHの上昇

105

初期鉱物
石英
曹長石
カリ長石
二次鉱物
C-S-Hゲル

二次鉱物の生成104103
セメント溶出地下水による岩盤中の鉱物の溶解
102

0

1

2

3

4

5

岩盤中のセメント施設表面からの距離（m）

図 4-1-5 セメント溶出液の影響を受けた周辺岩盤の間隙水
pH および鉱物組成の分布（4.0×105 年後）

電中研レビュー No.55 ● 73

減される可能性が示された。

107

ガラス固化体処分時影響評価

Cs

135

106

19）

フラックス（Bq/y）

4-1-3

緩衝材層からの漏えいフラックス（ガラス固化体一体当り）
緩衝材外側濃度ゼロ境界
10%早期溶出90%調和溶解108

高レベル放射性廃液のガラス固化体製造時には、ガラ
ス溶融時やキャニスターへの充填時の温度条件などにより、ガラスの成分元素や放射性核種の一部がガラスに取り込まれない事象（結晶化）が懸念され、析出相が黄色

105
104

Tc

99

103
102
101

Pd

107

100
10−1

Zr

93

10−2
10−3

を呈することから「イエローフェーズ」と称される。日

10−4
101

本原燃におけるアクティブ試験においても、イエロー

102

103

104

105

106

107

オーバーパック破損後の経過時間（年）フェーズと考えられる相の発生が確認されたため、この

図 4-1-6微量の結晶相に関する調査および解析を行い、処分時に国内の処分の影響評価事例である「HLW 第 2 次取りまとめ」を参考に、文献情報をもとに仮定や条件を設定

10−8

することにより、ガラス固化体中に結晶相が生成した場

10−9合の地層処分への影響を試算した。すなわち、高レベル

10

ガ ラ ス 固 化 体 の 処 分 時の 評 価 核 種 とし て 93Zr、99Tc、Pd、135Cs に着目し、核種のインベントリの 10% が随107

伴した場合を想定し、これらがガラス固化体の溶解寿命に比較して極めて短い期間（１年間を仮定）に早期溶出するとして、人工バリア、天然バリアを介した核種移行計算を行い、早期溶出しない（イエローフェーズが生じない）場合との比較により、ガラス固化体の処分時の影−10岩盤層からの漏えい線量（ガラス固化体一体当り）
亀裂性岩盤モデル（解析解）
実流速の影響10−11
線量率（Sv/y）

第４章

与える影響を評価した。

緩衝材からの漏出挙動（インベントリの 10% が早期溶出する場合。天然
バリアを亀裂性媒体モデルで評価。緩衝材外側での地下水濃度をゼロと設定）

10−12
10−13

Zr
135
Cs
99
Tc
107
Pd
93

10%早期溶出90%調和溶解1.1×10−6m/s

1.1×10−6m/s
1.1×10−7m/s

10−14

1.1×10−6m/s

1.1×10−7m/s

10−15
10−16

1.1×10−6m/s

10−17
10−18
101

102

103

104

105

106

107

オーバーパック破損後の経過時間（年）響の程度を把握した。
評価コードは当研究所開発による核種移行解析コード
RAPRAN11, 12）を一部改良したものを使用し、人工バリ
ア領域を多孔質媒体モデルとして差分法で、天然バリア

図 4-1-7岩盤（天然バリア）からの漏出挙動（インベントリの 10% が早期溶出する場合。
ガラス固化体溶解寿命の影響。天然バリアを
亀裂性媒体モデルで評価）

は多孔質媒体モデルと亀裂媒体モデル（平行平板モデル）の両者を採用し、前者は差分法で、後者は解析解で期溶出による被ばく線量への影響はほとんどないという解析した。

評価結果となった。これは、緩衝材や天然バリア中での種々の条件で核種移行計算を行った結果、次の結果が核種の収着による移行遅延や分散の効果により、ガラス得られた。緩衝材からの漏出フラックスは、結晶相生成

固化体から早期に溶出した放射性核種の影響が無視できによる早期溶出の影響により、初期に 135Cs のフラックるほど小さくなったためである。99Tc と 107Pd についてスが高くなったが、93Zr には影響が見られなかった（図は前述の理由により、線量への早期溶出の影響は見られ

4-1-6）。 Tc となかった。これにより、今回設定された仮定においては、

99

Pd については、ガラス固化体から溶107出して緩衝材領域に入った時点で沈殿を生成することにガラス固化体以外のバリア機能や溶解度などの核種の特より溶解度制限となるため、早期溶出の有無に関わらず性により、結晶相生成の影響はない、または、非常に小緩衝材外側からの漏出フラックスに違いが見られなかっ

さいことが評価結果として得られた。

た。また、天然バリア領域の移行まで考慮した解析では（図 4-1-7）、ガラス固化体からの Zr および
93

74

Cs の早

135

これらの評価結果については、原子力学会「イエローフェーズ含有ガラス固化体評価」特別専門委員会の報告

書 19）において、「イエローフェーズを含むガラス固化体

105

果としての評価に大きな影響を及ぼすことはないことを概略評価したものとしては妥当なものである」と評価され、「さらに詳細で包括的な評価が必要であり、その妥当性をより確かなものとするためには、継続的に検討を行いつつ、着実に裏付けていくことが望ましいと判断する」とコメントされた。

4-2 ニアフィールド中の核種移行評価
技術

104

103

102

101

図 4-2-1

実験値
表面共沈モデルトリウム

ネプツニウムプルトニウムセメント（OPC）水和物へのアクチニド
収着のモデル解析結果

セメント系材料の核種収着挙動の評価 1-3）
pH や、収着という化学現象によるものであるため、セ核種移行評価の際の基礎的な知見獲得を目的として、メント系材料そのものの化学的な変質は、化学的バリア

当研究所では、放射性廃棄物処分環境を想定した収着試

性能の変化に直結する可能性がある。当研究所では、化験を実施するとともに、得られた収着データを熱力学的学的変質のうち熱変成反応に注目し、熱変成前後の核種モデルで解析することにより、収着機構について研究を収着特性の変化を実験的に把握するとともに、熱変成に進めてきた。

よる構成鉱物の変化と収着性能の変化を関連付けた評価

セメント系材料による核種固定化機構として、セメンを試みた。

ト水和物との共沈殿の生成の可能性や、セメント系材料

セメント（OPC、高炉スラグ混合セメント（OPC/の水和時に、表面が Ca（OH）2、C-S-H ゲルで覆われるBFS））水和物を蒸留水、海水系模擬地下水中で 1 カ月

ことを考慮し、アクチニド元素がセメント水和物表面の間、70℃まで加熱し、熱変成した試料を得た。熱変成後構成鉱物と共沈殿を生成して固定化されるとした、「表の各セメント試料に対する、ストロンチウム（Sr2+、陽面共沈モデル」を提案した。本モデルは、セメント系材

イオン形態）およびセレン（SeO32 −、陰イオン形態）

料へのアクチニド元素の収着は、主に C-S-H ゲルへののバッチ式収着実験を行った。結果を図 4-2-2 に示す。

収着によって支配されると考え、アクチニド元素の水酸

Sr の OPC 水和物、OPC/BFS 水和物への収着では、熱化物種が C-S-H ゲルの表面に吸着した後、C-S-H ゲル内変成温度の上昇により収着分配比は低下した。これは、部に取り込まれて生じた固相の溶解度制限によって固定

セメント水和物を構成する C-S-H ゲルへの収着分配比化を表現するものである。図 4-2-1 に示すように、表面の低下が原因であった。Se の収着では、蒸留水および共沈モデルによって、中性化学種で溶存するアクチニド

模擬地下水中で熱変成した OPC 水和物、模擬地下水中

元素（トリウム、ネプツニウム、プルトニウム）のセメ

で熱変成した OPC/BFS 水和物については、熱変成温度

ント水和物への収着実験結果を妥当に再現できた。表面の上昇により収着分配比は低下した。これは、陰イオン共沈モデルは、固相の溶解度制限で放射性核種の固定化を収着する構成鉱物のエトリンガイトが熱分解して消失を表現するため、異なる環境条件下での核種収着評価へすることが主な原因であった。一方、蒸留水中で熱変成の応用が期待できる。

した OPC/BFS 水和物では、Se の収着分配比が高くなっ処分施設に使用されたセメント系材料は、長期にわた。これについては、エトリンガイトに代わって、陰イたって地下水への溶脱、反応性イオンとの反応による二オンをより強く収着するモノサルフェイトが安定に存在

次鉱物生成、あるいは熱による鉱物の変成などによってするためであることが明らかとなった。

化学的に変質すると考えられる。セメント系材料に期待以上により、熱変成によってセメント系材料の収着性される化学的バリア性能は、構成鉱物による高い平衡能が変化する可能性があり、その変化はセメントの構成

電中研レビュー No.55 ● 75

第４章

4-2-1

収着分配比 Rd（cm3g−1）が発生したとしても、処分システムの頑健性により、結200
収着分配比［cm3g−1］

収着分配比［cm3g−1］

50
40
30
20
10
0

0

20

40

60

80

150
100
50
0

100

0

収着分配比［cm3g−1］

20

40

60

80

100

熱変成温度［℃］

熱変成温度［℃］3000

OPC 模擬地下水中OPC 蒸留水中
OPC/BFS 模擬地下水中
OPC/BFS 蒸留水中
C-S-H ゲル（Ca/Si = 0.9）
C-S-H ゲル（Ca/Si = 1.2）
C-S-H ゲル（Ca/Si = 1.8）

2500
2000
1500
1000
500

第４章

0

0

20

40

60

80 100

熱変成温度［℃］2000

収着分配比 ［cm3g−1］

収着分配比 ［cm3g−1］⒜ ストロンチウム

1500
1000
500
0

0

20

40

60

80

100

1000
800
600
400
200
0

0

収着分配比 ［cm3g−1］

熱変成温度［℃］

20

40

60

80

100

熱変成温度［℃］

1000
800
600
400
200
0

0

20

40

60

80

100

熱変成温度［℃］⒝ セレン

図 4-2-2

熱変成したセメント水和物および C-S-H ゲルへの収着実験結果

鉱物の変化に関係づけて説明可能であることを示した。
変質によって化学的バリア性能は向上する場合と低下す

4-2-2

セメント系材料バリア中の核種拡散による移行抑制効果 4-7）

る場合があり、一概に変質を「劣化」とする保守的評価に頼るのみでなく、現実的な評価を行うことが重要であ

OPC および OPC にフライアッシュを混合したセメンると指摘できる。従って、本研究のような、反応機構のト（FAC）の硬化体について、酢酸および TRU 廃棄物整理を継続して進めることが、長期の安全評価の信頼性の重要核種の評価を想定した、ヨウ素の透過型拡散実験を向上するために重要である。

によって拡散挙動を把握した。その結果、OPC 硬化体
試料については 10-12m2s-1 オーダーの有効拡散係数が得76

⒜⒝ FAC3510OPC35（構造の変化無し）

150

拡散速度一定10 m2s−1オーダー

ヨウ素濃度（ppm）

ヨウ素濃度（ppm）

200

−12

100

50

10−14m2s−1オーダー

拡散速度が緩やかになる5

10−13m2s−1オーダー

FAC35
0
0

500

1000

1500

2000

FACの構造が緻密化

0
0

1000

時間（h）

3000

第４章

図 4-2-3

2000

時間（h）

ヨウ素の拡散実験結果（低濃度側セルにおけるヨウ素濃度の経時変化）られたのに対し、FAC 硬化体試料については、酢酸およびヨウ素ともに実験開始後では 10-13m2s-1 オーダー、れた。セメント硬化体中の物質移動は拡散に支配されており、それは十分に遅いことが示された。また、FAC
硬化体試料は、OPC 硬化体試料と比較して一桁小さい
有効拡散係数を有するとともに、時間の経過に従ってさ

OPC35
OPC55
有効拡散係数（m2/s）

数カ月後では 10-14m2s-1 オーダーの有効拡散係数が得ら

10−9

10−10

80℃

熱変質の影響

OPC70

60℃

10−11

80℃
60℃

らに小さい拡散性を示すことが明らかになった。 図

OPC55
未変質

4-2-3 にはヨウ素の実験結果を示す。OPC 試料では、拡

OPC35
10−12
0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5

散速度が一定となる結果が得られたのに対し、FAC 硬空隙率化体試料では、時間の経過とともにヨウ素の拡散が緩やかになることが分かった。この現象は、FAC 硬化体試

図 4-2-4

料に含まれるフライアッシュの水和反応の進行により、

セメント硬化体に対する酢酸の有効拡散係数の空隙率依存性

FAC 硬化体試料がより緻密な構造に変化したことに起因するものと考えられる。なお、酢酸の拡散についても、て、熱変質影響による拡散係数の上昇が大きいことが分同様の現象が見られた。

かった。このことから、熱変質によってセメント硬化体

これらのことは、FAC で構成された人工バリアが、中で空隙の連結性が大きくなるなどのような、溶質の拡

低収着性の有機炭素やヨウ素についても満足する遅延効

散がより速くなるような空隙構造の変化が生じている可果を発揮するとともに、処分場閉鎖後の長期にわたって、能性が示唆される。

さらなる核種移行抑制効果の発現が期待できることを示
唆するものである。
また、セメント系材料の熱変質が、核種の拡散挙動に

4-2-3

セメント硬化体中での微量元素拡散挙動測定への LA-ICP-MS の適用 8, 9）

及ぼす影響についても検討した。60℃および 80℃で 6
カ月間熱負荷をかけた OPC 硬化体試料を使用した酢酸

透過型拡散実験によるデータ取得は、試料や実験条件の拡散係数取得を実施したところ、図 4-2-4 に示すようによっては非常に時間を要する。また、FAC 試料のよに、未変質の OPC 硬化体試料の空隙率依存性と比較しうに、時間経過とともに水和反応が進んで構造が緻密化

電中研レビュー No.55 ● 77

するような場合も同様であり、このような場合には、セ100mlセメント平衡水＋0.1 mol dm−3
ⅠまたはCsまたはSr

挙動の情報を得ることが機構解明に有効となる。さらに、多くのアクチニドやセシウム（Cs）のように比較的収着

暴露面

メント硬化体内の放射性核種や微量元素の分布から拡散

元素が拡散

樹脂被覆

性が大きい元素については、硬化体内の元素分布から見20mm角のセメント硬化体

かけの拡散係数が求められている。

浸漬後、暴露面に垂直に切断して、切断面におけるⅠ、Cs、Srの分布を調べる

そこで、硬化体内での微量元素の分布測定を比較的簡便に実施できる機器分析手法として、レーザーアブレー
ション－誘導プラズマ質量分析装置（LA-ICP-MS）の適

図 4-2-5

浸入型拡散実験の模式図

用性を調べた。本装置では、レーザー照射により固体表面を微粒子化して直接粉末を採取し、ICP-MS で測定す

1.0

第４章

セシウムの分布（規格化）る。そのため、特別な試料の前処理が必要なく、多元素を同時に高感度で定量することが可能であるため、近年、岩石や金属試料中の微量元素分析に有効性が示されつつある。
本装置を用いてセメント硬化体中に拡散させたヨウ素（I）、セシウム（Cs）、ストロンチウム（Sr）（いずれも安定元素）の分布状況測定した。Cs の浸入型拡散実験（図測定したところ、試料から薄片を作製し放射能測定や元素濃度測定により分布を調べる従来の分析法に比較して、迅速・簡便かつ再現性のよい詳細なデータを取得できた

0.8

見かけの拡散係数
1.5×10−14 m2/s

0.6
微量元素の詳細な分布
十分な定量性

0.4
0.2
0.0

4-2-5）に供した FAC 硬化体断面の元素分布を同装置で

測定値
計算値

〈試料内のセシウム分布〉

0

1

2

3

4

浸入面からの深さ（mm）

図 4-2-6

LA-ICP-MS 測定による Cs の分布（図 4-2-6）。分布データから見かけの拡散係数を算出し硬化体中で〜 2 × 10-17m2s-1 と非常に小さい値であり、た結果、既存の方法で求めた拡散係数と同オーダーの値

セメント硬化体中における 6 価ウランの移行は低拡散性となった。

によって強く抑制され、バリア性能を十分に期待できる

なお、同一試料を従来の代表的な固体表面元素分析装ことが示された。

置である走査型電子顕微鏡／エネルギー分散型 X 線分

これらの測定結果は、処分施設におけるアクチニド元析装置（SEM-EDS）で測定したが、いずれの元素も検出

素の移行評価のための重要な情報となり、安全評価の基限界以下となった。従って、固体中の微量な元素の測定盤となる情報として活用が期待できる。

が必要な場合には LA-ICP-MS による測定が効果的かつ適切な定量性を有し、処分場の性能評価に反映できる詳
細な元素分布情報取得の可能性が示された。

4-2-4

セメント水和物からのコロイドの発生とその特性評価 10）

当研究所は、LA-ICP-MS による分析手法を、6 価ウ
ランのセメント硬化体中での拡散係数の測定にも適用した。結果を図 4-2-7 に示す。

放射性廃棄物処分システムの性能評価において、放射性核種は地下水中にイオンや錯体といった形態で溶解し、セメント硬化体中への 6 価ウランの浸入は、収着分配

移流・拡散によって移行する評価されることが多いが、比が高いため、表面近傍数百 m m 程度のごく狭い範囲にその一方で地中における放射性物質などの汚染物質の移とどまるが、LA-ICP-MS 法を適用したことによって、

行に、地下水中のコロイド粒子の関与の可能性があるこ

固相中の 6 価ウランの分布の詳細な定量測定が可能となとが認識されている。これは、地下水中に安定に存在す

り、精度のよい拡散係数が得られた。6 価ウランの見かけの拡散係数は OPC 硬化体中で〜 4 × 10-16m2s-1、FAC

るコロイド粒子に放射性核種が収着するなどし、イオン78

形態の核種とは異なった移行挙動をとるものと考えられ

定量分析（線分析）
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

U
拡散、収着

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

セメント硬化体
エポキシ樹脂皮膜

Laser Laser
ablationablation
microsampling proﬁle

100µm
100µm
100μ m
イクロ
イクロ

⒜

OPC70
実測値
フィッティング結果

0.010

0.005

0.000
0

100

200

300

400

500

0.005

セメント硬化体表面からの深さ（μm）
⒝

0

100

200

300

400

500

600

セメント硬化体表面からの深さ（μm）

拡散実験のフィッティング解析結果（OPC）

図 4-2-7

FAC70
実測値
フィッティング結果

0.010

0.000

600

FAC35
実測値
フィッティング結果

0.015

⒞

拡散実験のフィッティング解析結果（FAC）

セメント硬化体中での 6 価ウランの拡散係数の測定結果ている。セメントは処分施設への利用が検討されている

これらのコロイドの特性を評価し、その挙動を検討した。

が、その浸漬液はイオン強度が高くなるためにコロイド対象として、溶解度の高い Ca（OH）2 の含有量が低く、の安定性は低いと考えられていることから、実際に試験

比較的コロイドを発生しやすいと考えられたポゾラン材

評価した例は非常に少ない。しかし、長期的な溶解劣化

料高含有 OPC セメント（以下、HFSC）を選択し、最長により組成の変化したセメント水和物や、周辺環境へので 8 カ月の浸漬試験から発生したコロイドを、透過型電化学的影響の少ない低アルカリ性を示すセメント水和物

子顕微鏡によって観察した。その結果、次のことが示さなどについては、評価しておく必要がある。そこで、セれた（表 4-2-1）。

メント系材料の地下水への浸漬により発生するコロイド

・HFSC か ら は、Si-Al-Ca を 主 成 分 と す る 平 均 粒 径の有無を確認し、その量、粒径、組成を把握した。また、

50nm から 200nm 程度のコロイドが約 1010 ～ 1012 個

表 4-2-1

常温で HFSC から浸出したコロイドの TEM 観察結果

浸漬期間 2 カ月
固液比

コロイド数濃度（N･L − 1）

粒子形状及び組成

1：5<1 × 1011

1：50

浸漬期間 8 カ月
粒径分布、コロイド数濃度
平均粒径（nm） （N･L − 1）

粒子形状および組成

粒径分布、平均粒径（nm）

D：クラスタ様の楕円形状のSi-Al-Ca

比較的粗大で広く分布

D:クラスタ様の楕円形状のSi-Al-Ca
M:楕円形状のCa（Si、Fe、Ti）

比較的粗大で広く分布
200

1 × 1012

D：クラスタ様の楕円形状のSi-Al-Ca（Cl、S、K、Ti）
M:棒状のAl-Si
（Ca）
、板
状のCa

20-50068

1.1 × 1012

D:楕円形状のSi-Ca-Al（Mg、Fe、S）
M:棒状
Ｍ:板状

10-30066

1：100

4 × 1012

D：クラスタ様の楕円形状のSi-Al-Ca（Cl, S、K、Ti）
M:棒状のAl-Si（Ca）

20-50076

1.1 × 1012

D:楕円形状のSi-Ca-Al（Mg, Fe）
Ｍ:板状

10-30068

D: Dominant

M: Minor（※）<6.3 × 1010（※）

※artefactの発生

電中研レビュー No.55 ● 79

第４章

ウラン濃度（mol dm−3）

OPC35
実測値
フィッティング結果

0.015
ウラン濃度（mol dm−3）

LA-ICP-MSによるセメント硬化体の分析

／ℓ観察され、平均粒径の小さいコロイドは比較的安の手法の適用が困難な状況にあった。そこで当研究所は、定性が高い。

手法の具体化を重要課題と認識し、平成 16 ～ 17 年度に・観察されたコロイド数濃度や粒径は固液比によって変は国からの受託研究として、その後は自主研究として継化し、固液比が高い場合にはコロイド数濃度は減少し、続実施して、具体的なリスク論的考え方に基づく安全評

粒径は増大した。

価手法の提案を進めてきた。数千年～数万年におよぶ長この観察結果を、このコロイドの表面電位や模擬浸漬

期の処分場での現象の不確実性を評価するには、現状の液による粒径分布変化測定結果と併せて評価した結果、科学的知見に基づく専門家の判断が重要な要素となる。

次の結果が得られた。

当研究所が提案している手法は、専門家の判断とともに、・HFSC から発生したコロイドの数濃度や粒径は、浸漬各判断に用いられた科学的知見（実験データや解析結果

液中のカルシウム濃度に主に依存した凝集の影響によなどの情報）を整理して示すものであり、不確実性の定るものであることが示された。

量化における専門家判断の過程を可視化し、追跡可能とこのことは、DLVO 理論に基づいた定量的な評価とすることに特徴がある。

第４章

整合し、発生したコロイドの安定性に関する定量的評価の可能性が示された。

安全評価におけるシナリオや、モデルあるいはパラメータなどが一通りに決まらないことを意味する「不確実性」の原因としては、以下が考えられる。

4-3 長期の放射性廃棄物処分における不確実性評価技術・評価対象とする現象がランダムなものであること（Randomness）。例えば、処分場周辺岩盤の透水性の空間的不均質性など

放射性廃棄物処分事業は数百年、その安全評価は数万・評価対象に対する情報や知識が不足していること

年を超える長期間を対象とする。このため、遠い将来に（Ignorance）。例えば、処分場の人工バリアの劣化時

わたる予測を行うにあたり、介在する種々の要因により期や劣化後の特性値など

派生する不確実性が避けられない。そこで、処分の安全

これら二つの原因から生じる不確実性は意味が異なる性の説明においては、線量などの評価結果そのものに加た め、 分 け て 議 論 す る こ と が 適 切 で あ る。 こ こ で、えて、処分事業の各段階に含まれる不確実性に関する理

Ignorance による不確実性の表現は、専門家の主観的な解の程度を明示し、さらにそれらの不確実性について、判断に拠らざるをえず、通常の確率とは異なる扱いが必

現状の科学的知見に基づき適切に対処していることを提要である。放射性廃棄物処分の場合には、評価期間が非示することが必要と考えられる。当研究所では、放射性

常に長期にわたること、深部地下環境における各種デー

廃棄物処分に関わる技術開発と併せて、不確実性を適切

タの入手が限られていることなどから、Ignorance によに取り扱う安全評価の方法論に関する研究を重点的に実る不確実性が顕著に存在すると考えられる。

施している。

そこで、専門家の主観的な判断に基づいた不確実性の定量化方法を構築した。本方法は、不確実性に関する専

4-3-1

リスク論的安全評価手法の開発

1, 2）

門家判断の選択肢を論理的な樹形図として整理し、樹形
図の各分岐の確からしさを専門家の判断により Evidential

不確実性への対処の考え方として、長期間の影響の程

Support Logic 法で数値化することで、Ignorance によ度（被ばく線量など）と、その影響の発生する可能性

る不確実性が何に起因し、どの程度の幅と確からしさを（確からしさ）の両面を考慮して安全性を評価する、い内在しているかを、可視化・数値化するものである。

わゆる「リスク論的考え方」に基づく安全評価手法の導セメント系およびベントナイト系の人工バリアの劣化入の必要性が、国際放射線防護委員会や原子力安全委員

時期の確からしさを対象として、本方法の適用実験を実会によってうたわれてきた。しかし従来、手法を具体化施した。ここでは、11 名の専門家（性能評価６名、設する研究事例はほとんどなく、重要性の認識はあるもの

計・土木５名）に意見聴取を行った。人工バリアの劣化の概念レベルでの理解に留まっていたため、安全評価へに関わる現象やモデルについて、ロジックツリーにより80

溶解（溶脱）/ 沈殿 / 水質変化 /水質変化に伴う溶解や沈殿への影響
拡散
拡散
拡散

ひび割れ

引っ張り
・圧縮

変形

化学平衡モデル

連続体モデル

0.7 ※

0.66

曲げ

空隙率モデル

ひび割れ
による
溶脱促進
ひび割れ
ひび割れによる による流鉄筋腐食促進動促進（二次覆工）

溶脱による 沈殿に伴う
分配係数
分配係数の
の変化
変化

0.3

0.66

0.17 空隙率モデル
0.22
連続体モデル

固液平衡モデル

0.37

0.37

細孔構造モデル 0.37

細孔構造モデル

0.17 空隙率モデル
非連続体モデル
0.22

時間（年）

図4-3-1

専門家 e〜j:
設計・土木
専門家 k〜p:
性能評価

0〜
30 30
〜 年
10 10
0〜 0
30
30
0
10 〜 000 10
030 〜3 000 00
60 〜 000 60〜 0
1万 1万 0
〜 年
2万 2万
〜 年
3万 3
万
〜
年
10 10万万 年
年
以
上細孔構造モデル

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

e
f
g
i
j
k
l
m
n
o
p

本手法によるセメント系材料の劣化に関する専門家判断の可視化結果例

可視化された専門家判断の選択肢の派生を図 4-3-1 に示

圏に移行する 14C のフラックスを、廃棄体中の初期インす。さらに、これらのモデルオプションの組合せごとに、

ベントリによって除した規格化フラックスを求めた。得

人工バリア材の劣化時期の確からしさを各専門家に意見られた規格化フラックスの時間変化に、定量化した人工聴取し、経時的な劣化の確からしさに関する専門家意見

バリアの劣化時期の確からしさを重み付けすると、リスの分布を得た。

ク論的な評価結果を示すことができる。結果の一例を、専門家による劣化時期と程度の判断を示すグラフから、

図 4-3-2 に示す。この表示は、影響の大きさをその発生性能評価グループの専門家の回答は、時間の経過に伴いの確からしさと併記して示す方法（分解アプローチ）に徐々に劣化が進行する傾向が、また、設計・土木グルー基づくものである。本手法による解析では、影響の大き

プの専門家の回答では、比較的劣化が速く、ある時期にさとその確からしさを併記して示す際、その内容（シナ

劣化が始まると、性能維持の確からしさは１から急激にリオ）についても図 4-3-1 の可視化結果にさかのぼって低くなる傾向が読みとれる。このような専門分野による

提示することが可能である。すなわち、ある区分値が与判断の傾向は、性能評価計算で見られる経時的な変化のえられた場合に、どういうシナリオであるとその区分値

想定、あるいは土木構造物の設計の思想による判断の切を超えるかが議論でき、安全確保上の重要項目や研究開

り替えに起因する可能性が指摘できる。本手法により、発の必要な項目の抽出を可能とする有効な方法であると専門家意見の分布を、専門家の専門性を反映して整理でいえる。

きるとともに、専門家判断を入手可能な情報や証拠と影響の大きさ／発生の確からしさ／コンセンサスの程いった科学的知見を併せて示すことにより、定量化した度の３軸で表示したリスク論的な解析結果の一例を、図不確実性を追跡性と透明性を確保して提示できる手法と4-3-3 に示す。この方法は、不確実性に含まれる専門家

することができた。

間の意見の分布を可視化するものである。専門家の専門

前述のように、専門家判断に基づき定量化した人工バ性による意見分布の差異が見られたことから、本手法にリアの劣化時期の不確実性を反映した、リスク論的考え

より、不確実性に係る専門家知見・判断に関してさまざ方による核種移行解析を試行した。天然バリアから生物

まな側面の情報を抽出できる可能性が示唆できる。

電中研レビュー No.55 ● 81

第４章

実効空隙率モデル

・専門家判断の選択肢（ロジックツ
リー）と分岐の確からしさの数値（図中※、ESL法）は、専門家11名の意見聴取の集約結果として得た（左図）。
・セメント系材料の経時的な劣化の確からしさについては、専門家11名個別の意見を聴取した結果を分布として得た（下図）。

化学平衡モデル̶連続体モデル̶細孔構造モデル

細孔構造モデル

0.3

0.37

実効空隙率モデル 0.22

実効空隙率モデル

実効空隙率モデル

鉄筋の腐食によるひび割れ（二次覆工）

0.17

0.17 空隙率モデル
0.22

非連続体モデル

0.42

溶脱による強度低下と変形促進

沈殿に伴う
空隙率低下
による移動抑制

劣化の確からしさ

水質による 水質による
イオン 鉄筋の 鉄筋腐食の 分配係数の交換
腐食 促進・抑制 変化

溶脱に伴う空隙率上昇によ溶脱に伴う空隙率上昇に溶脱に伴う空隙率上昇による移動促進
よる移動促進る移動促進Log規格化フラックス−3−4

累積Possibility
の値

−5

0〜0.2

−6

0.2〜0.4

全体の包絡線は、保守的に考えた最大の規格化フラックスを示しており、これに対して例えば⒜の領域の規格化フラックス
は、生じる確からしさが0.4〜0.6 程 度 と な る ことを示している。

0.4〜0.6−7(a)

0.6〜0.8−8

0.8〜1<−91（規格化）

−10

3

2

4

5

6

7

Log時間（年）

図 4-3-2

第４章−7

リスク論的解析結果の例（累積 Possibility（確からしさ）分布）

Log規格化フラックス
最大値（C-14）（影響の大きさ）−6−7−6Log規格化フラックス
最大値（C-14）（影響の大きさ）
−5

−5

−4

−4

1

0.8

⒜

0.4

0.6

0.2

−3
1
0.8
0.6

−3
1
0.8
0.6 コンセンサスの程度
0.4（それ以上の確か
0.2
らしさがあると0
考える専門家の割合）0

規格化フラックスがそれ以上であることの確からしさ専門家グループ全員⒝

10−5 以上の規格化フラックスが 0.2 の確からしさで発生することに関して専門家全員のコンセンサスがある（実線の楕円）が、それが 0.4 の確からしさで発生することに関してはコンセンサスの程度が低くなっている（点線の楕円）ことが読みとれる。

図 4-3-3

1

0.8

0.6

0.4

0.2

0

0.4
0.2
0

コンセンサスの程度

規格化フラックスがそれ以上であることの確からしさ

専門性を考慮（セメント、ベントナイトを別に考慮）

各バリアについて専門性の高い専門家の判断を適用すると、楕円で示した領域においてコンセンサスの程度が低下した。これは、規格化フラックスが生じる確からしさが低いと判断していることを意味し、さらにさかのぼれば、自分の専門とする人工バリアについて、長期に性能を維持するとの現実的な判断を行っていることを示している。

リスク論的解析結果の例（専門家意見の分布）

当研究所の提案している手法は、放射性廃棄物処分の本手法は、種々の不確実性の存在を前提としても、現安全性を判断するにあたり、重要性が高い現象やシナリ状の科学的知見に基づいた処分方策が、放射線による健オを特定し、その根拠となる情報や専門家の意見・判断

康影響を生じないと考えられる十分に低い「めやす値」

への追跡性を有すること、さらに、専門家間のコンセンを達成可能であることを明示するとともに、不確実性にサスの程度についても具体的に可視化できる手法である

関する専門家間の議論や相互理解を可能とし、処分事業

ことから、処分事業の各段階における意志決定の基盤情の各段階における意思決定の材料を体系的に整備して提報を提供可能な手法として有用となりうるものと考えら供することを狙うものである。このような取組みを土台れる。また、不確実性の可視化、意思決定への情報提供

として、時として複雑で専門性の高い内容に偏りがちなという観点は、原子力利用におけるリスクを議論する上技術的情報を社会へ透明性を持って、分かりやすく、かで共通するものと考えている。

つ真摯に伝えていくコミュニケーションに関する研究を82

展開することによって、放射性廃棄物処分に対する社会期の性能評価検討を適切に関連づけた説明を可能とするの理解獲得や信頼性の醸成につなげていく活動を継続す

見通しを得た。これにより、本方法論が不確実性を内在ることが肝要と考えられる。

する長期の処分事業の「安全性」を品質保証するものとして有効であることを示した。

4-3-2

放射性廃棄物処分事業の体系的な品質保証概念の提案 3）4-3-3放射性廃棄物処分における「技術的に最善の手段（BAT）」の考え方の適用 4）放射性廃棄物処分の安全確保の考え方は、管理期間終長期にわたる放射性廃棄物処分の将来の安全性を、現徴がある。そのため、処分事業の品質保証では、計画・在の技術的知見に基づいて確保して説明するために有効サイト調査・設計・建設・操業・閉鎖の各段階に含まれな考え方として、スウェーデンなど諸外国の放射性廃棄る将来を予測することの不確かさ（以下、「不確実性」

物処分の安全規制において検討されてきた「技術的に最という）への対処が求められている。しかし、処分事業

善の手段（Best Available Technique、以下 BAT）」のの各段階の個々の要素技術に関する品質管理項目・方法

概念の適用の有効性が指摘されている。しかし我が国では、徐々に整理されてきてはいるものの、長期にわたるは、放射性廃棄物処分の安全確保における BAT の概念

処分事業の全体を体系的に捉えた品質保証に関する検討の定義や位置付けについて、十分な共通認識には至ってはなされていない。そこで当研究所では、平成 16 ～ 17

いない。

年度に国からの受託研究、その後は自主研究として調査

そこで当研究所は、BAT の概念に関する国内外の事研究を実施し、長期にわたる処分事業の計画・サイト調例調査を行い、その定義および適用の意味を明らかにす

査・設計・建設・操業・閉鎖の全段階で、「不確実性」

るとともに、我が国の放射性廃棄物処分における事業者の管理に統一的な視点を導入することによって、放射性側の観点からの BAT の概念の具体的なあり方を先行的廃棄物処分の体系的な品質保証の方法論の構築を進めてに提案した。

いる。

「北東大西洋の海洋環境保護に関する条約（オスパー

放射性廃棄物処分施設は、一般の土木・建築構造物とル条約）」によれば、BAT の概念は、利用可能な範囲では異なり、閉鎖後の管理段階において、処分施設に工学

技術的に最先端かつ最善の技術を、利用実績や経済的実的な補修や補強を含めた保全対策を施すことは極めて困現性をも考慮しながら利用することによって、汚染物質難である。そのため、長期の将来の性能評価を綿密に実の排出、放出および廃棄を制限するという目的を達成す

施し、その情報（不確実性）を各段階の品質保証行為にる考え方として定義づけられている。欧州連合による統適切に反映する必要がある。当研究所ではこの概念を具合的汚染防止管理指令（IPPC 指令）の記述においても、体化するため、長期にわたる処分事業の全段階を対象と

BAT の利用が要求されており、また、我が国の環境影する「不確実性」の受け渡しに着目した統一的な視点に

響評価法においても、BAT の検討の重要性に関する記よる上位設問（各段階を通じて適用する基本設問）を設

述がすでに見られる（表 4-3-1）。スウェーデンの規制定し、この下で技術的な品質管理項目を関連付けて整備機関の文書においては、放射性廃棄物処分の実施においする方法論（図 4-3-4）を提案した。

て BAT を考慮すべき、と述べられた例があった（表品質保証の体系化に向けて、上記の品質管理項目の有

4-3-2）。また、米国や英国では、技術の可能性や適用性、効性を評価した。すなわち、上記の考え方により設定し環境への影響度、コストなどの観点から、規制側からた上位設問を、低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分のBAT を定量的に検討するための体系的な方法論も提唱

低拡散層（セメント系人工バリア）のひび割れ性状評価されている。

を題材として適用し、情報整理の試行を行った。処分事

以上の調査から、我が国の放射性廃棄物処分事業にお業の各段階の状況に応じた具体的技術項目を、提案した

ける BAT の概念のあり方を考察した。BAT の概念は、上位設問で統制することによって、土木工学的検討と長処分の実施者が処分概念の安全性を示す上で、現状利用

電中研レビュー No.55 ● 83

第４章

了後に長期にわたる安全性の担保が求められることに特⒜上位設問（評価項目）の設定

不確実性の受け渡しに着目して、処分事業の全段階を対象として適用する基本設問を設定した。
⑴利用可能なデータの使用および可能性のある偏りの分析に関する上位設問
1-①
1-②

1-③

1-④
1-⑤
1-⑥
1-⑦

使用されたデータを示せ。
不採用としたデータがある場合は、そのデータと不採用とした根拠を示せ。また、不採用としたデータを考慮した場合のモデルに対する影響を示せ。
データの保証方法について示せ。
・データの解釈方法
・データの取り扱い（DB化など）
・品質保証手順（ISO9000等のQMS）
データの精度について示せ。
・精度の定量化・精度が低い場合の原因
データの偏りについて示せ。
・偏りの定量化・偏りの原因精度／偏りへの対策を考慮して、調査完了時点のデータの見通しを示せ。
1つ以上の観測もしくは観測のセット（一式）によって、解釈はどの程度まで支持されるか?
（全ての例を挙げよ）

第４章

計画
・サイト調査※ 技術情報は段階的に更新される計画・サイト調査

計画・サイ 設計
ト調査

建設(施工) 閉鎖/管理段階
・操業

土木工学的観点の検討・対処:

建設
（施工）
・操業

計画・サイ 設計
ト調査

建設(施工) 閉鎖/管理段階
・操業

事業廃止

データ・
不確実性の管理(上位設問の下、技術情報を網羅的に整備)

上
位
設
問

閉鎖／管理段階

性能評価的観点の検討・対処:

・目標性能値は、建設・操業・閉鎖段階・種々のパラメータの不確実性をの変動要因を考慮し、ある安全率をもっ変動幅として考慮。長期の安全て設定⇒「不確実性」を安全率によっ 性の判定基準を満たすための、処分システムや構成要素の要件て認識や目標性能を導き、このために許・材料仕様や施工におけるばらつき、容される不確実性を求める。
データ取得方法(試験方法)の幅(測定誤差など)を変動要因として整理。
・入力となるパラメータの不確実、解析手法
性、データの評価手法
・品質管理のための技術情報は、示方 (モデル、計算コード)等に不確実書等から整理可能。
性の要因が存在。

計画・サイ 設計
ト調査

2-⑤
2-⑥
2-⑦
2-⑧

設計

建設
（施工）
・操業

閉鎖／
管理段階

事業廃止

建設(施工) 閉鎖/管理段階
・操業

性能評価的観点の検討・対処

土木工学的観点の検討・対処
・目 標 性 能 値 は、建 設・操 業・閉 鎖段階の変動要因を考慮し、ある安全率をもって設定⇒「不確実性」を安全率によって認識

・種々のパラメータの不確実性を変動幅として考慮。長期の安全性の判定基準を満たすた
めの、処分システムや構成要
素 の 要 件 や 目 標 性 能 を 導 き、・材料仕様や施工におけるばらつき、
このために許容される不確実データ取得方法（試験方法）の幅（測性を求める。
定誤差など）を変動要因として整理。
・品質管理のための技術情報は、示方書等から整理可能。

事業廃止

・入力となるパラメータの不確
実性、データの評価手法、解析手法（モデル、計算コード）等に不確実性の要因が存在。

データ・不確実性の管理(上位設問の下、技術情報を網羅的に整備)
土木工学的観点の検討・対処:

上
位
設
問

事業廃止
※ 管理期間およびそれ以降の安全性の確認は、
その段階までの情報を適宜反映し、反復的に実施

性能評価的観点の検討・対処:

・目標性能値は、建設・操業・閉鎖段階・種々のパラメータの不確実性をの変動要因を考慮し、ある安全率をもっ変動幅として考慮。長期の安全て設定⇒「不確実性」を安全率によっ 性の判定基準を満たすための、処分システムや構成要素の要件て認識や目標性能を導き、このために許・材料仕様や施工におけるばらつき、容される不確実性を求める。
データ取得方法(試験方法)の幅(測定・入力となるパラメータの不確実誤差など)を変動要因として整理。
、解析手法
性、データの評価手法
・品質管理のための技術情報は、示方 (モデル、計算コード)等に不確実書等から整理可能。
性の要因が存在。

土木工学的観点の検討・対処:

情報（不確実性）

事業廃止

データ・
不確実性の管理(上位設問の下、技術情報を網羅的に整備)

上
位
設
問

上位設問

設計

情報（不確実性）

2-④

主な不確実性を示せ。
不確実性の概要を示せ。
不確実性の原因を示せ。
不確実性のパターン（「ばらつきに起因する不確実性（Randomness）」、「知見不足に起因す
る不確実性（Ignorance）」、あるいは両者）を示せ。
不確実性を低減するために、既に実施された対策があればそれを示せ。
可能な場合は、不確実性を定量化して示せ。
定量化不可能な場合は、定性的に示せ。
対象とする不確実性が、評価に与える影響を可
能な限り定量化して示せ。
不確実性を低減（解決）するため次期調査計画／対策／代替指標等を示せ。
また、調査完了時点における不確実性の見通しを示せ。

データ・不確実性の管理（上位設問の下、技術情報を網羅的に整備）

情報（不確実性）

情報（不確実性）⑵不確実性評価に関する分析の上位設問
2-①
2-②
2-③

性能評価的観点の検討・対処:

・目標性能値は、建設・操業・閉鎖段階 ・種々のパラメータの不確実性をの変動要因を考慮し、ある安全率をもっ 変動幅として考慮。長期の安全て設定⇒「不確実性」を安全率によっ 性の判定基準を満たすための、処分システムや構成要素の要件て認識や目標性能を導き、このために許・材料仕様や施工におけるばらつき、容される不確実性を求める。
データ取得方法(試験方法)の幅(測定誤差など)を変動要因として整理。
・入力となるパラメータの不確実、解析手法
性、データの評価手法
・品質管理のための技術情報は、示方 (モデル、計算コード)等に不確実書等から整理可能。
性の要因が存在。

計画・サイ 設計
ト調査

建設(施工) 閉鎖/管理段階
・操業

事業廃止

データ・
不確実性の管理(上位設問の下、技術情報を網羅的に整備)
土木工学的観点の検討・対処:

上
位
設
問

性能評価的観点の検討・対処:

・目標性能値は、建設・操業・閉鎖段階・種々のパラメータの不確実性をの変動要因を考慮し、ある安全率をもっ変動幅として考慮。長期の安全によって設定⇒「不確実性」を安全率性の判定基準を満たすための、処分システムや構成要素の要件て認識や目標性能を導き、このために許・材料仕様や施工におけるばらつき、容される不確実性を求める。
データ取得方法(試験方法)の幅(測定誤差など)を変動要因として整理。
・入力となるパラメータの不確実評価手法、解析手法
性、データの・品質管理のための技術情報は、示方 (モデル、計算コード)等に不確実書等から整理可能。
性の要因が存在。

各段階の品質保証行為では、その段階までの工学的判断（照査、安全裕度など）
や最新の技術的情報を適切に反映

管理期間以降の安全評価・性能評価を綿密に実施し、その情報（不確実性）
を施工
までの各段階の品質保証行
為に適切に反映

データ・不確実性の管理を上位顧問で制御する方法論の導入により、個別の検討として進んでいた土木工学的観点と性能評価的観点の検討
を関連付け、処分事業全体を統一的視点から説明することを可能とした。
⒝土木工学的観点と性能評価的観点の検討の関連付け

図 4-3-4放射性廃棄物処分における体系的な品質保証の方法論の提案

可能な知見、技術に基づいて、放射性物質の放出を抑制

参考文献

すべく最善を尽くし続けていることを示すための定性的4-1な概念として、位置付けることが適切であるといえる。

1） 杉山大輔、藤田智成、中西このような BAT の概念を、規制者をはじめとする幅広い関係者間で共有した上で、まず事業者が、BAT の概念に基づいた安全を確保する処分方策を、その根拠となる科学的知見を整理・文書化して、ともに提示することが重要である。これによって、関係者間で放射性廃棄物処分事業の進展や意思決定に資する議論を有効に構築できると考えられる。

潔：TRU 廃棄物処分環境におけるセメント系材料の化学的変質評価（その１）－
カルシウムシリケート水和物の熱力学的溶解沈殿モデルの提案－、電力中央研究所研究報告 T01007、2001 年 11月．
2） Sugiyama, D., Fujita, T.：A Thermodynamic Model of
Dissolution and Precipitation of Calcium Silicate
Hydrates, Cement and Concrete Research 36, pp.227237, 2006.
3） 電気事業連合会・核燃料サイクル開発機構：TRU 廃棄物処分技術検討書－第 2 次 TRU 廃棄物処分研究開発取りまとめ－、JNC TY1400-2005-013、FEPC TRU TR22005-02、2005 年．

84

表 4-3-1
文

国内外の環境分野における BAT の概念に関する記述例

書

記

述

北東大西洋の海洋環境保護に この目的を達成するために、締約国は、（中略）規定する基準を考慮して、計画と措置に関関する条約（オスパール条約） して、適切な場合には清浄技術（clean technology）を含め、（The Convention for the ・利用可能な最善の技術（best available techniques）
Protection of the Marine ・環境上の最善の行為（best environmental practice）
Environment of the North- を定義しなければならない。
East Atlantic（updated
2002）.）
利用可能な最善の技術
2. 用語「利用可能な最善の技術」は、排出（discharges）、放出（emissions）および廃棄（waste）
を制限するための特定の措置の実際的な適合性を示す、運転のプロセス、設備あるいは方法の開発の最新の段階（最先端の運転のプロセス、設備あるいは方法）を意味する。
環境庁告示第八十七号、環境 建造物の構造・配置の在り方、環境保全設備、工事の方法などを含む幅広い環境保全対策
影響評価法に基づく基本的事 を対象として、複数の案を時系列に沿って又は並行的に比較検討すること、実行可能なよ
項、平成九年十二月十二日、 り良い技術が取り入れられているか否かについて検討すること等の方法により、対象事業最終改正：平成十七年三月三 の実施により選定項目に係る環境要素に及ぶおそれのある影響が、回避され、又は低減さ十日環境省告示第二十六号 .
れているものであるか否かについて評価されるものとすること。

事業者の負担を軽減し“実行可能なより良い技術”の活用を進める観点から、国や地方公共団体により“実行可能なより良い技術”に関する情報を収集・整理し、技術評価を加え公開して、事業者や住民との間で共有化することを進めることにより、技術に関する情報の利用が可能となるしくみを構築することが必要となっている。

表 4-3-2
文

スウェーデンの放射性廃棄物処分分野の規制文書における BAT の概念の適用例
書

SSI FS 1998:1, 1998.

記

述・利用可能な最善の技術（Best Available Technique）：人の健康および環境に関して、放射性物質の放出（release）およびその放出による有害な影響を制限するために利用可能な
最も有効な方策で、不当な費用を伴わないもの・最適化（Optimisation）：経済的および社会的要因を考慮して、人に対する放射線量を合理的に達成できるかぎり低く維持すること
使用済燃料および核廃棄物の最終管理においては、最適化が実施されなければならないとともに、利用可能な最善の技術が考慮されるべきである。

SSI Report 2000:18, 2000.

価値を非常に詳細に定量化できなくても、環境および健康の防護を含む作業において高い水準を達成するために、利用可能な最善の技術は用いることができる。

SSI Report 2001:21, 2001.

BAT は汚染してもよいという決定的な許認可ではなく、本質的には定性的な（質的な）プ
ロセスの基準である。

SSI FS 2005:5, 2005.

規則は、最適化（Optimisation）を行わなければならないこと、および利用可能な最善の技術（Best Available Technique）を考慮すべきであることを要求する。最適化と利用可能な最善の技術は、処分場の防護能力を改善するという観点と並行して適用されるべきである。
報告は、最適化と利用可能な最善の技術の原則が処分場と付属するシステム構成要素のサイティングと設計にどのように適用されたか、および品質保証が処分場と付属物のリスク
解析に関わる作業にどのように用いられたかについての説明を含むべきである。

4） Sugiyama, D.：Chemical Alteration of Calcium Silicate

メント硬化体の化学的変質評価－セメント鉱物の溶解沈

Hydrate (C-S-H) in Sodium Chloride Solution, Cement

殿による物質移行特性変化を考慮した改良型化学平衡 -and Concrete Research, 38, pp.1270-1275, 2008.

物質移行連成解析コードの開発－、電力中央研究所研究5） 藤田智成、杉山大輔、塚本政樹：TRU 廃棄物処分環境

報告 L06003、2007 年 4 月．

におけるセメント系材料の化学的変質評価（その３）－

7） 杉山大輔：ひび割れを有するセメント系材料の化学的変カルシウムシリケート水和物の非調和溶解モデルを考慮

質評価（その１）－単一人工ひび割れに沿った変質挙動

した化学平衡 - 物質輸送連成計算コードの開発－、電力の把握と解析コードの開発－、電力中央研究所研究報告

中央研究所研究報告 T02003、2002 年 11 月．
6） 杉山大輔、蔵重 勲：放射性廃棄物処分環境におけるセL05002、2005 年 11 月．
8） 大江俊昭、塚本政樹、藤田智成：高レベル廃棄物地層処

電中研レビュー No.55 ● 85第４章

環境庁企画調整局環境影響評 「実行可能な」：事業者にとって科学的知見、施工性、経済性等の観点から実行可能である
価課、“実行可能なより良い ことを指す。
技術”の検討による評価手法 「より良い」：高水準な環境保全を達成するために最も効果的なことを指す。ただし、必ずの手引き －環境影響評価にお しも最善の 1 つとは限らず、ある程度の幅を持つ一定の水準を指す。
ける評価手法の考え方－、平 「技術」：事業の計画、設計、建設、維持、操業、運用、管理、廃棄に際して用いられた幅成 12 年 8 月 .
広い技術、つまりハード面の「テクノロジー（technology ＝科学技術・工業技術）」及び運用管理等のソフトの面の「テクニック（technique ＝技法・手法）」を指す。

分の人工バリアシステムの安全評価、電力中央研究所総合報告 T92、1993 年 4 月．

T02023, April 2003.
2） Sugiyama, D., Fujita, T.：Modelling the Sorption of9） Ohe, T., Tsukamoto, M., Kinoshita, M., Inoue, T.：

Actinides onto Cement: An Approach with the Surface

Analysis of high-level waste glass performance by the

Co-precipitation Model, Mat. Res. Soc. Symp. Proc., Vol.

physical and geochemical simulation code STRAG4.
Waste Management 11, p.191, 1991.

757, pp.705-710, 2003.
3） Sugiyama, D., Fujita, T.：Sorption of Radionuclides

10）塚本政樹、大江俊昭：緩衝材・埋め戻し材中核種移行挙

onto Cement Materials Altered by Hydrothermal

動解析コード GESPER の開発、電力中央研究所研究報

Reaction, Mat. Res. Soc. Symp. Proc., Vol.556, pp.1123-

告 T90011、1990 年 11 月．

1130, 1999.

11）塚本政樹、大江俊昭、藤田智成：人工バリアシステム安4） 千田太詩、杉山大輔：透過型拡散実験によるセメント硬全評価簡易解析コードの改良、電力中央研究所研究報告

化体中における有機炭素の拡散挙動検討、電力中央研究

T92011、1992 年 12 月．

所研究報告 L05012、2006 年 7 月 .

12）Tsukamoto, M., Ohe, T., Fujita, T.：The effect of5） 千田太詩、杉山大輔：フライアッシュ混合セメント硬化

degradation of buffer material on radionuclide release

体中における有機炭素およびヨウ素の拡散挙動、電力中from engineered barrier system for high-level waste

央研究所研究報告 L07018、2008 年 6 月 .

第４章

disposal, in the proceeding of 1995 International

6） Chida, T., Sugiyama, D.：Diffusion Behavior of Organic

Conference on Nuclear Waste Management andCarbon and Iodine in Low-Heat Portland ement

Environmental Remediation. Berlin, Germany. Vol.1, pp.

Containing Fly Ash, Mat. Res. Soc. Symp. Proc., Vol.

807-813, 1995.

1124, pp.379-384, 2009.

13）塚本政樹、藤田智成：入力パラメータ値の分布を考慮し

7） 吉田崇宏、千田太詩、蔵重た高レベル廃棄物地層処分人工バリア性能の解析、電力

勲、杉山大輔：熱変質した

普通ポルトランドセメント硬化体中の有機炭素拡散挙動、

中央研究所研究報告 U96045、1997 年 3 月．

電力中央研究所研究報告 L07009、2008 年 6 月 .

14）Tsukamoto, M. and Fujita, T.：Uncertainty analysis of

8） Chida, T., Sugiyama, D.：Observation of Diffusion

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9） Sugiyama, D., Chida, T., Cowper, M.M.：Laser Ablation

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15）杉山大輔：鉱物沈殿を考慮したセメント硬化体の化学的Spectrometry Study on Diffusion of Uranium into

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L08002、2008 年 7 月．
16）蔵重

2008.

勲、廣永道彦：地下水中炭酸水素イオンによるセ

10）藤田智成、杉山大輔、S.W. Swanton：放射性廃棄物処

メント系材料の溶脱抑制メカニズムに関する検討（その分の性能に与えるコロイドの影響－セメント水和物から

１）、電力中央研究所研究報告 N06028、2007 年 4 月．

のコロイドの発生とその特性評価－、電力中央研究所研17）Sugiyama, D., Fujita, T., Tsukamoto, M., Chira, T.：
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4-318）藤田智成、杉山大輔、塚本政樹：TRU 廃棄物処分環境

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岩盤への影響の解析評価－、電力中央研究所研究報告査）報告書、平成 17 年 3 月．

T02029、2003 年 4 月．

2） 電力中央研究所：平成 17 年度 核燃料サイクル関係推進19）日本原子力学会 バックエンド部会「イエローフェーズ

調整等（放射性廃棄物等広報対策費等－放射性廃棄物処含有ガラス固化体評価」特別専門委員会：イエロー

分におけるセーフティケースに関する社会的受容性調

フェーズを含むガラス固化体の処分時影響評価試算結果の妥当性について（添付資料（1）：（財）電力中央研究所、

査）報告書、平成 18 年 3 月．
3） 藤谷昌弘、杉山大輔、藤田智成、千田太詩、南浩輔、ガラス固化体処分時影響評価試算について、平成 20 年

大津正士：放射性廃棄物処分事業の品質保証の体系化に

5 月 26 日）、2008 年 11 月．

向けた検討－不確実性の管理に着目した品質保証概念とその体系化－、電力中央研究所研究報告 L08010、20094-2

年 5 月．

1） Sugiyama, D., Fujita, T., Baston, G.M.N., Berry, J.A.,

4） 杉山大輔、長谷川宏：放射性廃棄物処分における「技術Brownsword, M., Green, A., Ilett, D.J., Tearle, W.M.,

的に最善の手段（BAT）」の考え方－諸外国事例のレ

Tweed, C.J., Williams, S.J.：Experimental

ビューとわが国への示唆－、電力中央研究所研究報告

Measurements and Integrated Modelling Studies of

L06001、2006 年 11 月．

Actinide Sorption onto Cement, CRIEPI Report:

86

第５章

関連技術
第５章

5-1

プラズマ溶融処理技術… ……………………………… 88

5-1-1

プラズマ溶融処理の特長

5-1-2

プラズマ溶融技術の低レベル放射性雑固体
廃棄物処理への適用性評価

5-1-3

Cs（セシウム）捕捉率の推定手法

5-1-4

アスベスト廃棄物の無害化・再資源化

5-2

減圧アーク除染技術… ………………………………… 90

5-2-1

減圧アーク除染技術とその特長

5-2-2

減圧アーク除染技術の除染性能

5-3

検認技術… ……………………………………………… 92

5-3-1

大型廃棄体中の放射能濃度分布評価手法の開発

5-1 プラズマ溶融処理技術

時にはスラグ層に捕捉されるものの、沸点が低いため、一部が表面から蒸発する。そこで、廃棄物組成や処理時

5-1-1

プラズマ溶融処理の特長

間などが変わった場合でも、Cs の捕捉率を予測できる手法を確立した 4）。本手法では、図 5-1-2 に示す溶融時

大気圧下で発生させたプラズマは、5,000K を超え、の Cs の挙動を（5-1-1）式によりモデル化している。

エネルギー密度が高い。このため、加熱対象への伝熱がよく、融点の高い廃棄物でも溶融することができる。これらの特長を生かし、国内では、都市ごみ焼却灰の溶融

（5-1-1 ）処理へ適用した施設が数多く稼働している 。当研究所
1）は、プラズマの特長に着目し、低レベル放射性廃棄物の処理へ適用するための研究を推進してきた。当研究所でここで、N はスラグ中の Cs 濃度、t は時刻、k は Cs の実施した溶融実験の状況を図 5-1-1 に示す。中央に白く

蒸発速度定数、As は Cs が蒸発するスラグの表面積（気輝いているプラズマや、オレンジ色の溶湯が観察できる。

中と接している面積）、Vs はスラグの体積、⊿ w は廃棄物の溶融速度、Ws はスラグ重量、N0 は廃棄物中の Cs

5-1-2プラズマ溶融技術の低レベル放射性雑固体

濃度である。

廃棄物処理への適用性評価

第５章

溶融処理が進み、その最終段階に近づけば、一定の廃金属や不燃物、可難燃物など種々雑多な低レベル放射棄物の溶融速度で加熱が続き、スラグが溶融炉の全域に性雑固体廃棄物を模擬した試料を、非放射性の模擬核種

拡がるようになる。このような条件では、（5-1-1）
式におとともにプラズマ溶融し、得られた溶融固化体の物性やけるスラグ中の Cs 濃度は、表面からの蒸発と廃棄物

溶融時の核種挙動を調べたの溶融による流入が釣り合う（dN/dt=0）濃度へ漸近し。その結果、処分場で環2, 3）

境水に接しても核種を安定に閉じ込められるなど、最終ていくので（5-1-2）式が得られる。

処分に適した溶融固化体を得られることを明らかにした。
さらに、溶融時の核種挙動などを解明した。これらの研

究成果により、プラズマ溶融による低レベル放射性雑固（5-1-2 ）体廃棄物の処理技術の実用化に貢献した。

5-1-3

セシウム（Cs）捕捉率の推定手法

ここで、Ne は溶融完了時の Cs 捕捉率（％）
、A は溶
融炉断面積、ρs はスラグの密度である。

Cs は、廃棄体の放射能評価に用いられる重要な核種で、廃棄体に一定割合以上捕捉される必要がある。溶融

プラズマ
トーチ

るつぼ

①
スラグ層
金属層
未溶融の廃棄物②

溶湯
アークプラズマ20cm

図5-1-188

プラズマによる廃棄物の溶融①溶融したスラグ層表面からCsが蒸発する②未溶融の廃棄物が溶融されCsがスラグ層へ流入する

図5-1-2溶融時のCsの挙動

蒸発速度定数 k ×10-6 (m/s)（5-1-2）式から、プラズマ炉の形状から決まる溶融炉断面積、プラズマ加熱条件で決まる廃棄物の溶融速度、廃棄物の組成で決まるスラグ密度と、Cs の蒸発速度定数が決定できれば、Cs の捕捉率が推定できる。
図 5-1-3 に、（5-1-3）式で定義したスラグの塩基度とCs 蒸発速度定数の実験結果を示す。

108

塩基度 Ki’=0.63

6
4
2
200

250

300

350

400

450

500

溶解炉断面積(cm2)
図5-1-4蒸発速度定数の溶解炉断面積への依存性（5 - 1 - 3 ）以上、プラズマ溶融処理技術の低レベル放射性雑固体
ただし、X RmOn は酸化物のモル分率、iRmOn は酸化物の結合のイオン度である。

廃棄物の処理への適用性を評価し、廃棄体確認の観点か
ら重要になる Cs の捕捉率の推定手法を提案した。

5-1-4

アスベスト廃棄物の無害化・再資源化の高温領域の影響を含んだ見かけの蒸発速度定数である。
そこで、溶融炉の断面積を変えて取得した蒸発速度定数

アスベストの使用が規制される以前に建設された原子を、図 5-1-4 に示す。図に示すように溶融炉の断面積を力発電所などでは、その点検や廃止措置に伴ってアスベ大きくすると電極点近傍の高温領域の影響は急激に小さ

スト廃棄物が発生する。耐熱性に優れたアスベストでも、

くなり、Cs 蒸発速度定数も小さくなることが分かる。

プラズマ溶融によりアスベストとしての特質を消滅させ、実機では、溶融炉の断面積がさらに大きいので、電極点化学的に安定なスラグにできることを明らかにした 5）。

近傍の高温領域の影響がさらに小さくなり、Cs 蒸発速

図 5-1-5 に溶融試料の SEM（走査型電子顕微鏡）写度定数は、図 5-1-3 に示した結果より小さい値になると真と、溶融で得られたスラグの外観および SEM 写真を考えられる。蒸発速度定数が大きいほど、Cs の捕捉率示す。溶融試料は、発電所などで広く使用されている保は低下するので、図 5-1-3 の結果を用いれば、Cs の捕温材にアスベストの中で最も融点の高いクリソタイルを

捉率を小さく評価することになり、安全側の評価になる加えたもの、アスベストクロスやアスベストスレート、と考えられる。

クリソタイルそのものを用いた。図に示すように、アス
ベストの繊維状の構造が、溶融により完全に消失してCs蒸発速度定数 k ×10-6 (m/s)

いる。
30

次に、溶融で得られたスラグについて、路盤材試験を
溶融炉断面積:415cm

実施し下層路盤材として再利用できることを明らかにし2た 5）。さらに、骨材としての利用を促進することを目的20として、溶融状態にあるスラグから直接球状の骨材を得る技術開発を進めた 6）。具体的には溶融状態にあるスラ10

図5-1-30

グを回転する漏斗に出湯し、溶融したスラグを斜面で分
0.5

1.0

1.5

スラグの塩基度 Ki’

散させると同時に滑落させることで球状にする方式である。得られた骨材の一例を図 5-1-6 に示す。

スラグの塩基度とCs蒸発速度定数

電中研レビュー No.55 ● 89第５章

図 5-1-3 に示した Cs の蒸発速度定数は、電極点近傍

(a) 水練り保温材(b) パーライト保温材

図5-1-6(c) ケイ酸カルシウム保温材

回転式溶融スラグ骨材化装置で得られた球状のスラグ

第５章のため二次廃棄物を低減できる、発生方法が多様である
ので除染原理としてさまざまな種類がある、といった特(d) 石綿クロス長がある 1）。熱的に除染する方法は、処理対象の性状を選ばず処理速度が速い反面、対象物への熱負荷などが大きい。一方、プラズマ中のラジカルを利用するような化学的方法は、プラズマの原子やイオンなどの重粒子の温度が相対的に低く、処理速度が遅いが、対象物への熱負(e) 石綿スレート

荷が少ないと推測される。
減圧アークは、移行形アークプラズマの一種であり、ここでは、減圧下で処理対象を陰極（逆極）とした直流のものを指す。図 5-2-1（a）に減圧アークの写真を示す。
その内部に輝度が高い陰極点が観察できる。また、図(f) クリソタイル

図5-1-550μm

5-2-1（b）に減圧アーク除染原理の模式図を示す。表面に溶融試料のSEM写真およびスラグの外観とSEM写真

酸化皮膜を持つ金属基板を陰極とすると、酸化皮膜を選択的に溶融 ･ 蒸発させ、熱的に効率よく除去する特長を持つ 2）。陰極点が酸化皮膜を求めて動く現象が起こる理

5-2 減圧アーク除染技術

由は、酸化皮膜に覆われている箇所からは電子が放出されやすいため、陰極点がここを探し動き回るからと推定されている 2） が、詳細は不明である。また、酸化皮膜

5-2-1

減圧アーク除染技術とその特長を除去するのが得意な減圧アークであるが、金属基板上に対しても形成しうる。このため、母材金属中に存在す

現在、原子力施設などで用いられている主な除染技術
は、化学除染とブラスト除染である。これらは、除染工程で発生する二次廃棄物の低減が課題となっている。
プラズマを用いた除染技術は、化学除染液などが不要

90

るコバルト（Co）も、その母材金属とともに溶融 ･ 蒸発、除去することができる。

減圧
アーク

10ｍｍ

陽極

50μm

5μm

50μm

（1） 減圧アーク処理前

処理対象(陰極)

陰極点

ガス種：アルゴン、圧力：20Pa、電流：60A＊陽極内の輝点は陰極点の反射

ガス種：アルゴン、圧力：40Pa、電流：60A

図5-2-2減圧アーク処理前後の試験片の写真
およびSEM画像（a） 減圧アークの写真

減圧アーク
酸化皮膜 放射性核種(6)母材金属上での陰極点の形成→(7)母材金属内の放射性核種の蒸発

陰極点

母材金属

100

80
(3) 酸化被膜の蒸発(4) 陰極点の移動(5) 酸化皮膜の除去(5)酸化皮膜の除去

60

40

第５章

60

(2) 着火

Co除去率(%）

熱流束
熱流束（1）処理前（2） 減圧アーク処理後(3)酸化皮膜の蒸発→(4)陰極点の移動

20(1)処理前→(2)着火(8) 母材金属内の(6) 母材金属上での放射性核種の除去
陰極点の形成(7) 母材金属内の放射性核種の蒸発（b） 減圧アークの除染原理の模式図

0

減圧アーク除染技術の除染性能

2

4
6
8
電荷量(×104 C）

10

12

試験片：60Co含有腐食生成物皮膜付き配管 （内径φ39×100mm）、
ガス種：アルゴン、アーク電流：60A、ギャップ長：2mm、圧力：約50Pa

図5-2-1 減圧アークと除染原理

5-2-2

0

図5-2-3減圧アークの除染性能率の向上の様相を示す。図内の括弧付きの番号は、図5-2-1（b）中の番号に対応する。腐食生成物皮膜除去時に減圧アーク除染の第一のターゲットは、その特長を考おける Co 除去率は 60% 程度であった。この理由は、も慮し、原子力発電所一次冷却水の配管内面などに形成さともと、母材金属表層内の試験片全体の約 30% の Co がれる腐食生成物皮膜とした。

含まれていること、酸化皮膜除去時に酸化皮膜内の Co

処理前後の試験片の写真例、SEM 写真例を処理条件の一部が母材金属内に移行し残留するためである 4）。すとともに図 5-2-2 に示す。図に示すように処理後の試験

な わ ち、 酸 化 皮 膜 内 の 60Co に 対 す る 割 合 と し て は、片の表面には、いずれも腐食生成物特有の黒色が消失し85％程度が除去でき、15％程度が母材金属内に移行したており、金属光沢が観察された。SEM 写真において、こととなる。この後、減圧アークの繰返し処理により試験片表面の様相を処理前後で比較すると、処理後にはCo 除去率は向上し、最終的に Co 除去率 90％以上を達試験片表面の数ミクロンオーダーの結晶粒界が消失して成することができた。この時に要した電荷量は、60Co

おり、腐食生成物が除去されたことが確認できた。この含有腐食生成物皮膜試験片に対して、310A・s/cm2 で他の例として、さびなどの除去も確認されている。

あった。

また、 Co に対する除染性能を、腐食生成物付き配60管を選択し、評価した 3）。

以上より、減圧アーク除染技術の 60Co 除染性能を明らかにし、腐食生成物皮膜に対する適用可能性を得た。

図 5-2-3 に減圧アーク繰返し処理時における Co 除去

電中研レビュー No.55 ● 91

5-3 検認技術
5-3-1

複数回
繰り返し

放射線
計測

大型の低レベル放射性廃棄物が多数発生する。これらを

廃棄物を連
続的に収納

モンテカルロモンテカルロ
計算
計算

正味計数率

専用の大型処分容器（1 ～ 5m3）に収納し、LSA（Low
放射能（単位重量あたりの放射能）が基準値を超えない

放射線計測

セグメン
トの厚さ

BG補正係数

原子炉施設の廃止措置においては、炉内構造物などのSpecific Activity）-II 物質として輸送するためには、比廃棄物を収納廃棄物を収納ステレオ撮影
ステレオ撮影
位置・形状データ取得
位置・形状データ取得

大型廃棄体中の放射能濃度分布評価手法の開発 1, 2）

CCDカメラによるステレオ撮影

校正定数
処分容器

セグメント比放射能評価
廃棄物

セグメント

ブロック比放射能評価

ブロック

ことと、偏在がないことが要件となっている。IAEA の「放射性物質安全輸送規則」の解説では、大型廃棄体の体積に応じて分割注 1）した「ブロック」の比放射能の差が 10 倍以内であることの証明を、要件の確認方法として挙げている。これまでの研究により、大型処分容器へ

ステレオ撮影装置の廃棄物収納が完了した廃棄体に対し、外部から放射線
放射線計測装置

ブロックの比放射能を適切な精度で評価するのは困難で模擬処分容器あることが示されたため、さらに精度のよい比放射能評価手法を開発する必要があった。
そこで、高い充填率での合理的な大型廃棄物輸送を実
図5-3-1

現するため、大型処分容器に収納した廃棄物の比放射能評価手法を開発した。

廃棄体内放射能評価システムの放射能評価手法（上）と外観（下）ステレオ撮影による廃棄物の形状計測、放射線輸送モ
ンテカルロ計算および放射線計測を、廃棄物の収納と並0.6

行して繰り返すことで、セグメント（ブロック内の一定量の廃棄物）単位の比放射能を連続評価する手法（図射能評価システム」を作製した（図 5-3-1 下）。大型の模擬処分容器と模擬金属廃棄物を用いた評価試験から、セグメントの放射能評価における標準不確かさを得た。

廃棄物-検出器間距離
廃棄物-検出器間距離
1.0m
1.0m 実験
実験
1.0m
1.0m 計算
計算
2.0m
2.0m 計算
計算
3.0m
3.0m 計算
計算
4.0m
4.0m 計算計算

0.5

5-3-1 上）を開発し、本手法を組み込んだ「廃棄体内放充填率(金属)第５章

測定する方式では、高い充填率注 2） の廃棄物に対して、

0.4

標準不確
標準不確
かさが大
かさが大

0.3

さらにブロックの放射能評価における標準不確かさを、
セグメントの放射能評価における標準不確かさとモンテ
カルロシミュレーションを用いて推定し、本手法の適用範囲を明らかにした（図 5-3-2）。これにより、輸送要0.110件を確認するために事前設定する必要があるセグメント
サイズと充填率の基礎情報が明らかになった。
注 1） 0.2m3 以下の体積（例：ドラム缶）では分割せず、0.2m3 ～1.0m3 では 5 分割、1.0m3 以上では 10 分割すべきと記載されている。
注 2） 金属の場合は 30%、コンクリートの場合は 80% を意味して
いる。

92

標準不確
標準不確
かさが2以下でかさが2以下で
評価可能
評価可能

0.2

20

30
40
50
セグメント厚さ（cm）

60

・ 廃棄物と検出器間距離が3.0m以上の条件では、距離の効果は確認されない。
・ 本手法により、充填率が30%（金属）の場合、セグメント厚さを30cm程度以下にすることで、標準不確かさが2以内の精度でブロックの放射能評価が実現できる。

図5-3-2ブロックの放射能評価における標準不確かさが２以下になる範囲

参考文献
5-1
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小特集 材料プロセッシングを支える熱プラズマの新展
開5-2

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ラグ再資源化技術の開発－アスベスト廃棄物のスラグ直接骨材化手法の提案と基礎的検討－、電力中央研究所研
究報告 W03005、2004 年 2 月．

中央研究所研究報告 T02026、2003 年 4 月．

5-31） 佐々木道也、服部隆利：低レベル放射性廃棄物中の放射能分布評価技術の開発（その 1）－測定システムの要件の抽出－、電力中央研究所研究報告 L04010、2005 年 8月．
2） 佐々木道也、荻野晴之、服部隆利：低レベル放射性廃棄技術を活用した比放射能評価手法における標準不確かさと適用範囲－、電力中央研究所研究報告 L08018、2009
年 7 月．

電中研レビュー No.55 ● 93

第５章

物中の放射能分布評価技術の開発（その 2）－形状計測

第Ⅲ部
使用済燃料等の輸送・貯蔵技術

第6章

金属キャスク
貯蔵技術
第Ⅲ部 第６章

6-1

密封評価… ……………………………………………… 96

6-1-1

航空機エンジンの衝突に対する閉じ込め性能評価

6-1-2

取扱中の落下事故に対する密封性能

6-1-3

長期密封性能の評価

6-2

除熱評価… ……………………………………………… 101

6-2-1

貯蔵施設の除熱模型試験方法の提案

6-2-2

キャスクの伝熱特性検討ならびに除熱性能の改善

6-1

密封評価

6-1-1 航空機エンジンの衝突に対する閉じ込め
性能評価 1, 2）⑴

目

的重要な原子力施設のシビアアクシデントに関する評価として、欧米では、民間航空機衝突に対する安全性評価が実施されている。しかし、設定条件や評価方法が非公開となっており、その安全性評価の詳細を把握すること

金属キャスクの密封部が困難である。一方、我が国においても、使用済燃料貯蔵施設に関するシビアアクシデントとして、安全設計要件を上回る民間航空機衝突が想定されており、貯蔵施設
内に貯蔵される金属キャスク（使用済燃料を収納するための金属製の乾式容器で、直径約 2.5m、高さ約 6m、質量約 120t：図 6-1-1）の閉じ込め性能への影響を、科学的に明らかにする必要がある。
本項では、貯蔵施設への民間航空機の衝突により、航空機エンジンが施設内に侵入し、金属キャスク上面に垂直方向から衝突した場合を想定し、衝撃荷重を受ける金

金属ガスケットの構造

第
第Ⅲ６
部章第６章

図 6-1-1

金属キャスクの概要

属キャスク密封部（金属ガスケット）の挙動を試験およ
び解析により明らかにし、シビアアクシデントに対する
金属キャスクの閉じ込め性能を評価した。
⑵

実物大蓋部モデルを用いた高速飛来物垂直衝突試験
図 6-1-2 に、高速飛来物を用いた衝撃試験装置の概要を示す。本試験装置では、飛来物内部に充填した推進薬により、飛来物が被衝突体に誘導するランチャー上を加速しながら進み、所定の速度で被衝突体に衝突する仕組

図6-1-2

高速飛来物衝撃試験装置の概要

みとなっている。
図 6-1-3 に、垂直衝突試験の概要を示す。衝突試験では、
航空機エンジンを 2/5 に縮尺した飛来物（直径 50cm、質量 300kg）を用いて、横向きに設置された実物大蓋部モ

キャスク蓋上面

デル（蓋構造は実機と同様に一次蓋と二次蓋からなる二飛来物

重蓋構造で蓋間にヘリウムガスを充填・高さ方向縮尺率1/3）に対し、鉛直方向から二次蓋中央部に速度 66m/sec
で衝突させ、衝撃荷重を載荷した。試験では、キャスクの蓋や本体各部の変位量、ならびに蓋間圧力や密封部金属ガスケットの漏えい率の測定を行い、以下の結果を得た。

96

図6-1-3垂直衝突試験の概要

・ 一次蓋や二次蓋の蓋締付ボルトや密封境界面に、塑性

6-1-2

取扱中の落下事故に対する密封性能 3, 4）

変形は発生していない。
・ 二次蓋の漏えい率については、衝突直後に発生する口

使用済燃料貯蔵用金属キャスクの輸送中の安全性に対

開き変位により検知レベル 1.0 × 10 Pa･m /sec を超する研究としては、落下事故を対象として、輸送規則でえる漏えいが発生したものの、衝突荷重の載荷終了後定められる落下要件に基づき、これまでに多くの試験やは口開き変位が初期の値に復元したため、漏えい率は解析が実施されている。しかし、落下の際の衝撃荷重が1 × 10 Pa･m /sec 以下の値を保持する結果となった。

作用することによる密封部のボルトの緩みや、ガスケッ

なお、瞬間的な二次蓋からの漏えいにより、軽微な蓋トのずれを原因とした瞬間的な漏えい量の評価事例は少間の圧力変化（初期値 305kPa から 10kPa の低下）がなく、万が一のハンドリング事故事象を想定した安全評発生した。

価のソースターム決定に関する基礎データの蓄積が必要

-3

-6

3

3

・ 一次蓋ガスケット部の漏えい率は、衝突後も 1.0 ×

である。

10 Pa･m /sec オーダーの値を保持しており、金属

このようなことから、貯蔵施設内でのハンドリング事

キャスク内部の負圧が直ちに損なわれることはない故を想定して、緩衝体を装着しない実物大金属キャスク（図 6-1-4）。

を用いて落下試験（図 6-1-6）を実施し、瞬時の漏えい-7

3

率計測、キャスク蓋変位計測を行い、それらの関係およ⑶

実機金属キャスクの密封性能の数値解析評価

び総漏えい量を求めること目的とした。

⑵で実施した衝撃試験に対し、解析コード LS-DYNAを用いた金属ガスケット密封境界部に対する閉じ込め性能評価（図 6-1-5）を行い、・ モデル化の容易な金属材料を除くコンクリートや樹脂

実物大蓋部密封モデル
支持架台

第６章

材料などについて検証された物性モデルを使用するこ

ロードセル 総節点数：312,432
総要素数：282,063

底版

飛来物

と
・ 蓋部構造および本体との取り合い条件（ギャップなど）を忠実にモデル化すること

鉄筋コンクリート基礎

・ 蓋ボルトの初期応力を考慮し、応力変動を評価できる
要素あるいはモデルを適用することトラニオンなどに留意することにより、密封部の衝撃応答（変形状
解析モデル

態や漏えい発生の有無）を再現できることを確認した。
なお、本研究は、経産省 原子力安全・保安院からの0.25
二次蓋の口開き変位(mm)

漏えい率 （Pa・m3/sec）

受託研究として実施したものである。

10-5
10-6
1.43×10-7

10-7

実験結果

0.20

解析結果

0.15
0.10
0.05
0.00
-0.05

10

-8

0

10-9

5

10

15

20

時 間 (msec)

10-10
10-11
0

図6-1-420

40

60
時間 (min)

80

100

120

一次蓋ガスケットで測定された漏えい率

二次蓋口開き変位の解析結果と試験値の比較

図6-1-5 実機金属キャスクの閉じ込め性能の数値解析評価電中研レビュー No.55 ● 97

表 6-1-1
項

センサケーブル

水平落下試験結果

目
本体胴中央部

落下方向の
平均加速度

蓋中央部
床版への貫入量横ずれ＊

Heリークディテクタ

一次蓋

アンプ

ボルト軸応力中継ボックス
データロガー

図6-1-6

最大漏えい率
6時間後の漏えい率

落下試験の様子

備考
本体中央下部、落下方向

約160m/s2
100mm程度
約0.4mm

一次蓋中央、落下方向

口開き側への有意な変化なし
―

口開き

二次蓋

試験結果
約490m/s2

横ずれ＊＊

約0.4mm

口開き
ボルト軸応力口開き側への有意な変化なし
変化なし

一次蓋
二次蓋

2.38×10-10Pa・m3/s
2.85×10-9 Pa・m3/s

落下から22秒
落下から34秒

一次蓋

1.52×10-11Pa・m3/s B.G.※8.42×10-12Pa・m3/s

二次蓋

7.90×10-12Pa・m3/s B.G.※4.17×10-11Pa・m4/s
落下直後は変化なし 落下後、日射によるヘリウム
温度の上昇あり圧力＊ 一次蓋の初期クリアランス：1.11mm (蓋が中心に設置してある場合)＊＊ 二次蓋の初期クリアランス：0.65mm (蓋が中心に設置してある場合)※ バックグランド（落下試験前の値）
二次蓋

金属ガスケット

一次蓋
二次蓋

渦電流変位計一次蓋

ヘリウムリーク
ディテクタ２

表6-1-2ヘリウムリークヘデディテクタ１

項

キャスク本体

落下方向の
平均加速度

回転衝突試験結果

目
本体胴中央部

蓋中央部
床版への貫入量

キャスク本体一次蓋

図6-1-7

計測箇所

第６章

図 6-1-7 は蓋のずれ量測定に用いた渦電流変位計およ

最大漏えい率

び漏えい率の計測箇所を示したものである。

6時間後の
漏えい率

試験結果

約470m/s2
50mm程度

一次蓋中央、落下方向

約0.6mm

口開き

約0.11mm

ボルト軸応力―約0.6mm(45°方向)
約1mm(0°方向)

0°、180°方向はフランジと衝突口開き

変化なし

ボルト軸応力約50MPaの増加

一次蓋
二次蓋

8.37×10-9Pa・m3/s

落下から54秒
落下から24秒

一次蓋

4.91×10-10Pa・m3/s

B.G.※1.99×10-12Pa・m3/s

二次蓋

2.64×10-10Pa・m3/s

B.G.※1.43×10-11Pa・m3/s

3.86×10-9Pa・m3/s

落下後6時間で0.006MPaの減少

圧力

⑴

備考
本体中央下部、落下方向

横ずれ＊

横ずれ＊＊
二次蓋

試験結果
約160m/s2＊ 一次蓋の初期クリアランス：1.11mm (蓋が中心に設置してある場合)＊＊ 二次蓋の初期クリアランス：0.65mm (蓋が中心に設置してある場合)※ バックグランド（落下試験前の値）

実物大金属キャスク（直径約 2.5m、長さ約 5.5m、重さ約 120t）を用いて、2 ケースの落下試験を行った。一つは、水平状態で 1m の高さから落下させる水平落下試の試験を実施し、以下の知見が得られた。表 6-1-1 は、水平落下試験結果、表 6-1-2 は、回転衝突試験結果をまとめたものである。
・ 水平落下時におけるトラニオンの床版への貫入量は100 ～ 120mm であり、コンクリート床版内の鉄筋まで到達した。また、回転衝突時におけるトラニオンの貫入量は約 50mm であり、鉄筋までは到達しなかった。

←近づく

ラニオンを回転中心とした回転衝突試験である。これら

横ずれ量 (mm) 離れる→

験、もう一つは、水平状態で１m の高さにし、後部ト
0.6
0.4
0.2

～ 1mm であった。また、回転衝突試験では、一次蓋

98

270°

45°

0°

180°

45°

-0.2

180°

90°

135°

0.0

0°

-0.4
-0.6
-0.8
0.00

0.02

図6-1-8

一次蓋の横ずれ変位（水平落下試験）

・ 落下試験における蓋の横ずれ量は、水平落下試験で最大 0.3 ～ 0.4mm（図 6-1-8）、回転衝突試験で最大 0.6

135°

90°
、270°

0.04
0.06
時間 (sec)

0.08

0.10

漏えい率（Pa･m3/s）

6-1-3

一次蓋外側漏えい率

10-5
10-6

使用済燃料の中間貯蔵で用いられる金属キャスクは、

10-7
10-8

長期間にわたる信頼性の高い密封性能が求められるため、

10

-9

10-10

金属ガスケットで密封性能を担保する構造である。当所

10-11
10-12 0

10

20

30

40

50

60

経過時間（min）

漏えい率（Pa･m3/s）

長期密封性能の評価 5）

では、これまでに 2 種類の実物大蓋部モデルを用いた密封性能試験を約 19 年間以上行い、長期データを取得し二次蓋内側漏えい率

てきた。

10-5
10-6
10-7
10-8

⑴

10-9
10-10

本試験では、蓋構造およびガスケットが異なる２種類

10-11
10-12 0

10

20

30

40

50

60

経過時間（min）

図6-1-9

試験装置、試験方法の実物大金属キャスク蓋部モデル（Ⅰ型、Ⅱ型モデルと呼ぶ）を使用した。試験体の概要を図 6-1-10、図 6-1-11

漏えい率の時間履歴（水平落下試験）に示す。Ⅰ型モデルは、二重 O リング型の金属ガスケッ
トで、Ⅱ型モデルのガスケットは、シングル O リング型の金属ガスケットとゴムガスケットの組み合わせである。

において、0.1mm の口開きが計測された。
・ 落下衝撃による蓋間ヘリウムの漏えい率をリアルタイ
ムで計測した。落下試験時の瞬時漏えい率は、水平落下試験の一次蓋で 2.38 × 10

-10

Pa･m /s（図 6-1-9 上）、
3

3

突試験の一次蓋で 3.86 × 10-9 Pa･m3/s、二次蓋で 8.37
× 10 Pa･m /s であった。なお、両試験とも試験前-93の漏えい率の値は、約 1 × 10構成されている。
Ⅰ型：コアスプリング / インコネル
内被材 / インコネル、外被材 / アルミニウム
Ⅱ型：コアスプリング / インコネル
内被材 / インコネル、外被材 / 銀
試験体内部には、使用済燃料の崩壊熱を模擬するため

Pa･m /s であった。

のヒーターを設置した。試験体温度は、貯蔵時の温度解

また、計測された漏えい率を計測時間で積分すること

析結果に基づき、一次蓋ガスケット部温度を 160℃一定により、総漏えい量を求めた。蓋間に充てんされていとして制御した。一次蓋と二次蓋間の空間には、ヘリウ

るヘリウムの総漏えい量の初期値に対する割合は、水

ムガスを充填し、二次蓋ガスケットの漏洩率のみを、ヘ

平落下試験で、9.61 × 10 ％、回転衝突試験で、8.45

リウムリークディテクタを用いて定期的に測定した。

-12

3

-9

× 10 ％であり、ガスケットからの顕著な漏えいはな-8かった。
本試験結果に対しては、別途、試験解析を行い、蓋の横ずれおよび口開き挙動を試験結果と比較し、解析コー

Ⅱ型モデル

ドの整備を行った。また、今回の試験条件よりも過酷な転倒事象についても解析による評価を行った。また、今回用いたガスケットが未劣化ガスケットであることから、熱劣化させたガスケットを用いて蓋部スケールモデルによる試験を行うことにより、熱劣化ガスケットの評価を
行った。

Ⅰ型モデル

なお、本研究は、経産省 原子力安全・保安院からの受託研究として実施したものである。

図6-1-10

試験体の外観

電中研レビュー No.55 ● 99

第６章

二次蓋で 2.85 × 10 Pa･m /s（図 6-1-9 下）、回転衝-9各々のモデルに用いた金属ガスケットは以下の材料より

A:一次蓋密封部

B:二次蓋密封部

金属ガスケット

A:一次蓋密封部

金属ガスケット

B:二次蓋密封部

ゴムガスケット 金属ガスケット

金属ガスケット

蓋
ボルト

ボルト

蓋

胴

胴
φ1925
φ1690

φ1960
φ1650
二次蓋

A

一次蓋

892

φ1440
φ2230

単位：mm

Outer Envelope(Silver)
Inner Envelope(Inconel 600)

φ1464(φ1790*)
20

φ6.1

Outer Envelope(Aluminium)
φ10

Inner Envelope(Inconel 600)

φ1441
(φ1767*)
φ1475(φ1801*)

φ10

φ1465
(φ1741*)
φ1492(φ1768*)

Coil Spring(Inconel X750)(* Secondary Lid)

度 (℃)

150
ニ次蓋

二次蓋ガスケット部
密封部

ヒータ

胴

環境温度

50

Ⅰ型モデル

10-5

漏洩率 (Pa･m3/s)

第６章

温試験体の構造Ⅰ型モデル
一次蓋ガスケット部

100

Siliconerubber【Ⅱ型モデル試験体】

図6-1-11

一次蓋

Coil Spring(InconelX750)(* Secondary Lid)

【Ⅰ型モデル試験体】

200

胴

ヒータ

胴

φ1400
φ1980

基準漏えい率

10-6

ニ次蓋

平
均 6.50×10-10
標準偏差 3.40×10-10

10-7
10-8

一次蓋
ヒータ

密封部
胴

10-9
10-10
10-11
10-12

0
0

2

4

6

8
10 12 14経過時間 （年）

16

18

0

20

漏洩率 (Pa･m3/s)

150
ニ次蓋

100

二次蓋ガスケット部
密封部

ヒータ

胴

環境温度

50

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Ⅱ型モデル

10-5

一次蓋ガスケット部

一次蓋

2

経過時間 （年）
Ⅱ型モデル

200
度 (℃)

A

790

ヒータ

温

B

二次蓋

B

一次蓋

基準漏えい率

10-6

5.70×10-11
2.25×10-11

平
均
標準偏差

10-7
10-8

ニ次蓋
一次蓋
ヒータ

密封部
胴

10-9
10-10
10-11
10-12

0
0

2

4

6

図6-1-12

⑵

ボルト

ボルト
蓋

胴

胴

ゴムガスケット蓋8
10 12 14経過時間 （年）

16

18

20

試験体各部の温度履歴

試験結果

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

経過時間 （年）

図6-1-13

二次蓋ガスケットの漏えい率

ケット温度を 160℃一定にしており、二次蓋ガスケット

試験開始（平成 2 年 10 月）から平成 22 年 1 月までのの温度は、試験体の構造の違いにより、Ⅰ型モデルでは試験体各部の温度および二次蓋の漏えい率の経時変化を、

約 130℃、Ⅱ型モデルでは約 140℃となっている。試験

図 6-1-12、 図 6-1-13 に 示 す。 試 験 で は、 一 次 蓋 ガ ス

開始から 19 年以上が経過したが、漏えい率の変化はな

100

160

く、いずれのモデルも試験開始時の良好な密封性能を保⑶140

二次蓋ガスケット部の温度（℃）

持していた。
長期密封性能の評価
本試験は、一定温度条件で試験を実施しているが、実貯蔵時においては、使用済燃料の崩壊熱の減衰により、キャスクの温度は時間経過とともに低下する。ガスケッ

初期温度140℃
初期温度135℃
初期温度120℃
初期温度120℃

120
100
80
60

ト温度を高温のまま保持することが漏えいに関する加速40因子と考えると、ラーソン・ミラー・パラメーター（LMP）

0

20

40

60

80

100

年

を用いて、長期密封性能の推定が可能となる。
図6-1-14ガスケット部温度の計算値の例

16
ここで、T：絶対温度（K） t：時間（h）

100
I型二次蓋ガスケット

90
80

LMP 値（LMP の定数を 16 と仮定した場合Ⅰ型：8770、

70

Ⅱ型：8591）では漏えい率に変化がないことから、異なる温度履歴であっても、その温度履歴から計算される

評価年数

本試験結果から計算される平成 22 年 2 月時点での

134℃

130

135 140 145
蓋初期温度（℃）

C=16

50
40
30

能が健全であると評価できる。

20

0
120

14 に、ガスケット温度の経時変化の計算値の例を示す。
図6-1-15

125

150

155

160

ガスケット部初期温度と評価年数の関係

120℃にした場合の計算結果を示している。それぞれの温度履歴をもとに、LMP を計算し、その値が前述の試験結果から得られた LMP（Ⅰ型：8770、Ⅱ型：8591）

においては、安全に除熱できる機能を有していることがに到達するまでの時間が密封性能の健全性を示す時間で必要である。この除熱システムには、静的安全性と経済ある。この健全性を示す時間とガスケット温度の初期値性の点で有利である自然対流現象を利用した方式が多くの関係は図 6-1-15 のようになる。この結果から、貯蔵用いられている。しかし、自然対流は、熱と流動抵抗の期間が 60 年の場合、その期間、健全性を担保するため

微妙なバランスで成立する現象であることから、温度やには、初期温度を 134℃（Ⅰ型）、125℃（Ⅱ型）以下に流量を精度よく予想することは困難である。また、このすればよいことが分かる。

自然対流を活用する上で、さらに除熱性能を向上させる

なお、本研究は、経済産業省 原子力安全・保安院か方策の提案も課題の一つとなっている。

らの受託研究として実施したものである。

6-2-1

6-2

貯蔵施設の除熱模型試験方法の提案 1）

除熱評価
原子力に関わる機器や施設の除熱設計においては、静使用済燃料からは、崩壊熱と呼ばれる熱が長期間にわ的安全のため、自然対流現象を利用したものが多々あり、たって放出される。よって、使用済燃料を入れる容器でその成立性を模型試験で実証するには、相似則の使用があるキャスクやキャスクを収納する使用済燃料貯蔵施設

不可欠である。しかし、自然対流相似則の適用性につい

電中研レビュー No.55 ● 101

第６章

10

造や収納する使用済燃料の仕様により異なる。図 6-1図中には、ガスケット温度の初期値を 140、135、130、

125℃

60

LMP 値が本試験での LMP 値に達するまでは、密封性
金属キャスクのガスケット部の温度は、キャスクの構

II型二次蓋ガスケット

て、模型の縮尺率、発熱条件および作動流体の種類を系

⑴

試験成果

統的にまとめたものはない。より小さな模型や異なる流⒜ 施設内には、「キャスク近傍の流れ」とそれに伴って体を用いて相似則を考慮した試験方法が確立されれば、発生する「施設全体の流れ」の 2 つの特徴的な流れ

研究開発コストの低減および計測の容易さの点で、メがあり、キャスク近傍の自然対流境界層は、全体流

リットは大きい。

れと区別して取り扱う必要がある。また、キャスク

このようなことから、本研究では、自然対流現象を利

近傍の流れに対しては、Ra* 数注 1）を用いて整理する用した施設の一例として、金属キャスク貯蔵施設を対象ことが可能であり、全体流れについては、Ri 数相似とし、縮尺模型を用いた試験を行い、自然対流相似則の

注 2）

適用範囲を明らかにし、相似則を考慮した模型試験方法

模型試験を行うことができる（図 6-2-1）。

を提案した。

を実施設と一致させることで、流れを模擬した⒝ 空気を用いた試験において、模型の縮尺率および発図 6-2-1 は、貯蔵施設内の自然対流の特徴を示したものである。

熱量を変化させて得られた水槽内の温度分布を無次元化して比較することにより、相似則を満足するこ

ここでは、金属キャスクが貯蔵施設内におかれた際の熱流動現象を、縮尺模型試験で模擬するための相似則の検討を行った。

とを確認した。
図 6-2-3 は、模型の縮尺率および発熱量をパラメータとした９ケースの試験を実施し、それぞれの第６章

図 6-2-2 は、試験装置の概要を示したものである。装試験で計測された水槽内の最大温度と最少温度の差

置は、水槽内に金属キャスクを模擬した発熱体（ヒータ（D T ）を用いて無次元温度分布を比較したものであ模型）を設置している。ここでは、形状が相似で大きさ

り、パターンが類似することが分かった。また、図の異なる 3 種類の試験装置を使用した。模型の縮尺率は、6-2-4 は、Re 数 注 3） に対する D T の規格化値であり、想定した実キャスク高さ 5.5m に対して、1/22、1/42、

無次元化に使用した D T は、本相似則によると模型寸

1/56 とした。さらに、発熱量（1.6 ～ 200W）および流法と発熱量の関数（体の種類（空気、水、グリセリン）をパラメータとしたとから、それぞれの試験条件に合わせて規格化（D T *）自然循環試験を実施した。

した。その結果、平均値（D T *m）に 対 し て、 約 ±）になっているこ

20% のばらつきの範囲内で一致することが分かった。
よって、本試験範囲においては、実キャスクの 1/56
排気口
キャスク

縮尺模型（発熱体高さ約 10cm）、発熱量 1.6 Ｗで模擬Toutした試験も含まれており、この結果を用いて実施設

施設全体流れキャスク近傍流れの熱流動現象を予測できる可能性があることが分

Q

かった。

Tin

⒞ 流体に水およびグリセリンを使った場合、自然循環

給気口

図6-2-1

流量が空気に比べて極めて少なくなることから、一金属キャスク貯蔵施設内の熱流動現象

巡流路の圧損係数が大きくなり、空気試験と Ri 数相似の試験にならないことが分かった。

ヒータ 模型

Tout
Tin

水

空気、水
およびグリセリン

銅板

図6-2-2102

恒温槽

アクリ ル水槽

試験装置

注１）Ra* 数（修正レーリー数）：浮力の大きさを表す無次元数であり、自然対流場での層流と乱流の識別に用いる。温度差を用いた Ra 数に対して、熱流束を用いたものを特に修正 Ra数という。
注２）Ri 数（リチャードソン数）相似：浮力と慣性力の比率を同じにする相似条件であり、試験においては、装置の圧損係数を同一にすることを意味する。
注３）Re 数（レイノルズ数）：慣性力と粘性力の比を表す無次元数であり、層流と乱流の識別に用いる。

1/22模型 発熱量40Ｗ

1 /42模型 発熱量7.9Ｗ

300

1 /56模型 発熱量4.1Ｗ

160

120

140

250

100

120
200

80

100

150

80

(－)

60

60

100

40

40
50

20

20

0

0
0

50

100

150

200

250

300

350

0
0

1 /22模型 発熱量20Ｗ

20

40

60

80

100

120

140

160

0

60

80

100

120

120

160
140

250

40

1 /56模型 発熱量2.8Ｗ

1/42模型 発熱量5.5Ｗ

300

20

100

120
200

80

100

150

60

80
60

100

40

40
50

0
0

50

100

150

200

250

300

350

0
0

1 /22模型 発熱量10Ｗ

20

40

60

80

100

120

140

160

0

1/42模型 発熱量2.6Ｗ

300→ 高さ（mm）

20

20

0

20

40

60

80

100

120

1/56模型 発熱量1.6Ｗ
120

160
140

250

1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

100

120
200

80

100

150

60

80
60

100

40

40
50

20

20

0

0
0

50

100

150

200

250

300

350

0
0

20

40

60

80

100

120

140

160

0

20

40

60

80

100

120

→ 幅（mm）

図6-2-3無次元温度分布（流体に空気を用いた試験）

100
1/5縮尺模型
1/22縮尺模型
1/42縮尺模型

50

1/56縮尺模型

ΔT * ∝+18%ΔT
L × Q1 / 3−5 / 30

L ：模型寸法
Q ：発熱量

-22%
-50

-100
1000

推定値

104

105

106

Re
図6-2-4

Re数に対するΔTの規格化値

以上、金属キャスク施設の熱流動現象を縮尺模型試験で模擬するために、流体には空気を用い、「キャスク近6-2-2 キ ャスクの伝熱特性検討ならびに除熱性能の改善 2-4）

傍の流れ」と「施設全体の流れ」とに別々の相似則を考慮した試験方法を提案した。

使用済燃料を収納する金属キャスクの貯蔵施設では、
これまでに比べて発熱量の大きい高燃焼度燃料の貯蔵が

⑵

今後の展開

予想される。よって、今後はキャスク表面の伝熱や貯蔵相似則による実現象の予測をより高度化するには、さ施設全体の除熱の性能を高めることが必要になる。これ

らにスケールアップした試験を実施し、本除熱模型試験に対処するために、合理的なキャスク伝熱評価法の確立

手法の妥当性を確認することが必要である。

および伝熱性能の改善を目指して検討を行った。

電中研レビュー No.55 ● 103

第６章(ΔT*-ΔT*m)/ΔT*m×100（％）

実施設

0.3m

加熱板

模擬金属キャスク

外筒
実験パラメータ；
アニュラス流路幅

1m

側面板；
ガラス

2.5ｍ
2.5ｍ
ブロワ

対面板

自然対流

実験パラメータ；
下部開口高さ

強制対流
1.1ｍ

底板

平面伝熱試験体

円筒伝熱試験体
図6-2-5

基本伝熱試験体

金属キャスクの許認可では、汎用の熱伝達率を用いて温度成層界面が有る場合
温度成層界面が無い場合

3

表面温度が評価されてきた。この伝熱評価法は信頼性が高く、3 次元熱流動解析の検証などにも適用されている。

2.5

しかし、汎用熱伝達率の式では単純化された理論や境界
安全側の結果となる場合があった。特に、キャスク伝熱は周囲の影響を受けやすいことから、熱伝達率の適用性に対し十分な検討が必要となる。ここでは、さまざまな境界条件の下で模擬伝熱試験を行い、その試験結果によ2

高さ位置（ｍ）

第６章

条件が前提となっているため、実際の伝熱場では過度に

歪み
1.5
1

温度成層界面0.5

く合う合理的な伝熱式を探した。また、キャスク発熱量の増大に備えて、キャスク伝熱性能の改善策を検討した。
⑴

伝熱評価
キャスクやキャニスタを、基本的な伝熱体系である平

0
0

50
100
入口からの温度上昇度(℃)

150

図6-2-6 温度成層界面により発生した
伝熱面温度の歪み

面体系および円筒体系により模擬し（図 6-2-5）、その伝
熱状況を詳細に評価した。なお、円筒体系は、実機金属
キャスクのほぼ 1/2 縮尺に相当する。試験では、伝熱に排出されず停滞し、温度成層界面が形成される。伝熱面

関わる境界条件（表面の熱流束、流路仕切りの有無、クを上昇する対流がこの成層界面を横切る時には、浮力にロスフローの強さなど）が伝熱に及ぼす影響を評価した。

よる制動が働き、伝熱面温度がやや高くなった（図 6-2-円筒試験では、上流側である円筒下部の伝熱面におい6）。実際のキャスク貯蔵施設でもキャスク表面の熱伝てすでに空気温度が変動しており、明確な層流状態は見

達は室内の温度成層化に影響されると予想され、排気の出せなかった。伝熱開始点近傍においてすら室内流に含促進が重要であることが再認識された。

まれる乱れや温度変動に影響され、熱伝達率は乱流下の値に漸近していた。
貯蔵室の風量が少ないと高温空気がスムーズに外部へ

104

伝熱面温度分布の詳細な計測結果に基づき、熱伝達率分布を評価した。円筒容器単体の自然対流熱伝達に関しては、MIYAMOTO 式 3） が試験結果に最もよく一致しフィン装着外筒装着
ふく射向上

クロスフロー活用

クロスフロー活用

フィン装着による伝熱促進のアイデア

図6-2-7ふく射向上による伝熱促進のアイデア

除熱性能改善の提案

表6-2-1 キャスク除熱設計の推奨熱伝達率
熱伝達率評価推奨式

で 25％下がった。一方、伝熱面と対面板の両面を黒色塗装することにより、ふく射伝熱が促進されると同時に自然対流熱伝達MIYAMOTOの式

スタック効果が寄与して、伝熱面の温度が 20％下がっ

自然対流＋クロスフローの熱伝達

MIYAMOTOの式と円柱周りのクロスフローの式の線形和た。これらの除熱性能改善策を導入した金属キャスクのフィン部分の熱伝達（MIYAMOTOの式）をベースとし、フィン効率を考慮

アイデアを、図 6-2-7 のように提案する。

参考文献
6-1
1） 南波宏介、白井孝治、三枝利有：航空機衝突時の使用済
燃料貯蔵施設の耐衝撃性評価－衝撃荷重を受ける金属施設では、キャスク表面を上昇する流れとキャスクを横キャスクの密封性能に関する数値解析的評価－、電力中切るクロスフローの共存対流により冷却がなされることが多い。この流れでは、前述の自然対流熱伝達率とクロ

央研究所研究報告 N07040、2008 年 6 月．
2） 南波宏介、白井孝治、三枝利有：航空機衝突時の使用済
燃料貯蔵施設の耐衝撃性評価（その 2）－縮尺金属キャ

スフロー熱伝達率の線形和が、試験結果の熱伝達率に近いことが分かった。浮力上昇流は、キャスク表面近傍のスクを用いた高速飛来物水平衝突試験－、電力中央研究
所研究報告 N08079、2009 年 5 月．

ミクロな流れであるが、一方のクロスフローは、キャス

3） 竹田浩文他：金属キャスク落下時瞬時漏えい評価－実物大金属キャスク落下試験－、電力中央研究所研究報告

ク全体を包むマクロな流れであり、両者のスケールは大きく異なる。また、両者の流れは互いに直交する。これ

N06004、2006 年 12 月．
4） 影山典弘他：金属キャスク落下時瞬時漏えい評価－取扱い中の事故事象に対する数値解析による密封性能評価－、

らの理由により、両流れは干渉が少なく独立的になると考えられ、両熱伝達率の和が試験結果によく合うに至ったと推定される。表 6-2-1 に評価のまとめを示す。

電力中央研究所研究報告 N06005、2006 年 12 月．
5） 電力中央研究所：平成 21 年度リサイクル燃料資源貯蔵
技術調査等（中間貯蔵設備等長期健全性等試験）報告書、
2010 年 3 月．

⑵

除熱特性の改善
キャスクやキャニスタ表面の伝熱流動には、表面熱伝達率が小さいという特徴がある。このような伝熱の性能改善には、まず、トータルの伝熱面積を増やすことが考えられる。熱伝達率が大きくなるように自然対流を促進
し、風速を上げることも有効である。さらに、熱伝達以外に輻射伝熱を活用することも考えられる。伝熱面にフィンを付けると、評価ケースでは伝熱面の温度が最大

6-21） 竹田浩文：金属キャスク貯蔵施設の除熱模型試験方法の提案、電力中央研究所研究報告 N06032、2007 年 5 月．
2） 古賀智成：使用済燃料貯蔵キャスクの伝熱流動評価ならびに除熱性能の向上、電力中央研究所研究報告 U03042、
2004 年 3 月．
3） Miyamoto, M., et al.：Development of turbulence
characteristics in a vertical free convection boundary
layer, Proc. 7th Int. Heat Trans. Conf., pp.323-328, 1982.
4） 甲藤好郎：伝熱概論、養賢堂、1981 年．

電中研レビュー No.55 ● 105

第６章

た。乱流域では、甲藤の式 4） などもよく合った。貯蔵

第７章

コンクリートキャスク
スク

貯蔵技術

第７章

7-1

キャニスタの応力腐食割れ（SCC）に対する評価および対策… ……………………………………… 108

7-1-1

SCC に対する長期健全性評価

7-1-2

SCC 対策に資する気中塩分量評価

7-1-3

SCC 対策に資する塩分流入低減装置の開発

7-2

耐震評価… ……………………………………………… 115

7-2-1

実物大コンクリートキャスク耐震試験

7-2-2

地震時安定性評価手法の提案

7-3

遮へい評価… …………………………………………… 116

7-3-1

キャニスタ表面目視

7-3-2

キャスク表面状態の経年変化

7-3-3

遮へい性能

7-1 キャニスタの応力腐食割れ（SCC）
に対する評価および対策
7-1-1

貯蔵建屋

SCC に対する長期健全性評価

コンクリートキャスク
溶接線

乾式貯蔵の一種であるコンクリートキャスクは、図海塩を含んだ空気

7-1-1 に示すように、遮へいを担保するコンクリート製

ステンレス鋼製キャニスタ

貯蔵容器の内部に、キャニスタを収納した構造となって比較的温度の低いこの部分で海塩の付着によるSCCが懸念されるいる。使用済燃料はキャニスタ内に密封され、燃料の崩壊熱はキャニスタ表面を介して除去される。コンクリー

図7-1-2

ト製貯蔵容器の上下には空気の流通口が設けられており、

海貯蔵建屋で想定される立地とコンクリート
キャスクで懸念されているSCC

キャニスタと貯蔵容器のすき間を外気が自然対流する構造となっている。

材料因子

我が国においては、中間貯蔵施設の立地は海岸近くにオーステナイト系
ステンレス鋼なる可能性が高いため、冷却空気中に海塩粒子が多く含まれることとなり、建屋側で塩分流入対策を施さない場

SCC

合は、キャニスタ表面に海塩粒子が付着する恐れがある。

溶接残留
応力

海塩

応力因子

環境因子

キャニスタの構造や使用環境と類似した化学プラントに
お け る 事 例 を 参 照 す る と、 応 力 腐 食 割 れ（Stress

図7-1-3

Corrosion Cracking；SCC）による密封機能の喪失が懸SCCの３つの因子念される（図 7-1-2）。

第７章

SCC は図 7-1-3 に示すように、3 つの因子が重畳した

き れ ば、SCC を 防 ぐ こ と が 可 能 で あ る。 表 7-1-1 に、ときに発生する。コンクリートキャスクのキャニスタでSCC 対策について、SCC の 3 つの因子から着目した場は、材料にオーステナイト系ステンレス鋼を用いること、合の方式選定のオプションを比較して示す。既往の研究

溶接による残留応力が存在すること、海塩粒子が付着すにおいて、高耐食性材料を用いたキャニスタの SCC 対る可能性があることが３つの因子として想定されている。

策の有効性 1），2）が報告されている。米国での貯蔵実績、

よって、これらの因子のうち 1 つでも取り除くことがで国際的な経済性や標準化の必要性を勘案し、SUS304L
製キャニスタの SCC 対策評価の成立性について研究の現状をとりまとめた。

使用済燃料

⑴

キャニスタ SCC 対策シナリオ 3）
図 7-1-4 に、評価ケース１に対する SUS304L 製キャ

コンクリート製貯蔵容器

ニスタ SCC 対策シナリオの例を示す。貯蔵期間中にキャニスタ表面塩分濃度が SCC 発生限界濃度を超えることがなく、更に、万一 SCC が発生したとしてもき裂

キャニスタ
外気

進展を管理することにより密封機能を維持できるとするシナリオである。以下では、SUS304L 材を対象として、
SCC 発生限界塩分濃度試験や 4 点曲げ試験によるき裂
進展試験結果に基づき、これらシナリオの成立性を評価した結果について紹介する。SUS304L 材に対するシナ

図7-1-1108

コンクリートキャスクの構造

リ オ の 成 立 性 が 確 認 で き れ ば、SUS304L 材 に 比 べ 耐

シナリオ１SCC発生防止基準に基づく評価フロー

基本方針：SCCの発生を防止する。
方法：貯蔵期間を通してキャニスタ表面塩分濃度をSCCが発生する
限界の塩分濃度以下に維持できることを安全評価で確認し、定期検査で確認する。
評価対象の選定
・施設（除熱方式・立地環境）・部位（キャニスタ・温度履歴・使用材料）
・キャニスタ溶接部の残留応力対策の有無

限界塩分濃度評価

シナリオ２

SCCき裂進展管理基準に基づく評価フロー

基本方針：付着塩分量が限界塩分量を超え、万一SCCが発生してもSCCのき
裂進展を管理する。（シナリオ１が適用できないサイトを含む）
方
法：キャニスタ表面のき裂深さを測定し、次回定期検査までのき裂進展を評価し、許容厚さを下回らないことを確認のうえ、貯蔵を継続する。次回定期検査までに許容厚さを下回る場合は、それまでに補修又は搬出する。

定期検査（き裂深さα（t）
測定）

付着塩分濃度評価

き裂進展評価α(t+⊿t)=α(t)+dα/dt×⊿t
dα/dt：き裂進展速度⊿t：定期検査間隔内における濡れ時間（3.1節参照）

定期検査（付着塩分量測定）
次回検査までに許容厚さを下回らない

貯蔵継続
Yes

No

限界塩分濃度＞付着塩分濃度
No

補修

Yes

No

Yes

次回 定検へ

シナリオ１→シナリオ２

貯蔵継続

搬出

図7-1-4 キャニスタSCC対策シナリオの例

表 7-1-1
オプション

SCC の３つの因子から着目した場合の方式選定のオプション
材料

評価ケース１
従来材
米国で実用化している方式 （SUS304L,
評価ケース２

評価ケース４

力

対策せず

残留応力低減対策
SUS316L 等）・ピーニング注 2・バーニシング注 3
高耐食性・レーザー / 電子ビーム溶接注 4
材料（SUS329J4L,
対策せず
YUS270 等）

環

境

貯蔵
コスト注１

表面塩分濃度管理
or き裂進展管理（図 7-1-4 参照）

小

対策せず

大

表面塩分濃度管理
or き裂進展管理

大中

注 1：貯蔵コストは、設備費（キャスクや貯蔵施設等）と運転費（溶接や輸送等）の合計を示す。
注 2：通常のピーニングでは、表面（250 〜 500 μm 程度）しか応力反転できない可能性が高く、ハンドリング性（キャニスタの表面の保護）に課題が大きい。また、溶接方法に応じた自動化システムの開発も必要。
注 3：アイダホ国立研究所で開発された残留応力対策技術で、Low Plasticity Burnishing（低塑性擦り：以下、LPB）と呼ばれる 4）。表面から 5mm 程度まで圧縮応力が導入可能であり、自動化システムも開発済である。
注 4：実績のある SAW（サブマージアーク溶接）や TIG（タングステン・イナート・ガス溶接）に比べ低残留応力が期待できるが、製造方法の成立性やコストの確認が必要。

SCC が高い SUS316L 材にも有効なシナリオとなる。加量）によって決まり、絶対湿度が一定であれば、温度がえて、SCC 抑制に有効な残留応力対策の SCC 発生への高いほど相対湿度は低くなる。国内の気象観測データを

影響を評価し、表 7-1-1 に示した評価ケース 2 の成立性

参照すると、日本各地の絶対湿度の年間最大値は 23 ～についても紹介する。

28g/m3 となっている。絶対湿度 30 g/m3 として、SCCの発生が懸念される 100℃以下の相対湿度を示したもの⑵

SCC 発生防止基準に基づく SUS304L キャニスタのが図 7-1-5 である。このように実環境を考慮した場合、成立する環境条件

80℃以上では相対湿度は 10% 以下となり、海塩は十分

相対湿度は温度と絶対湿度（空気中に含まれる水分に乾燥していると考えられる。

電中研レビュー No.55 ● 109

第７章

評価ケース３応80SCC発生・進展の可能性がある時間の積算：15,021時間

相対湿度（%）

70
60

80℃においてSUS304Lでき裂が発生する下限界湿度

絶対湿度30g/m3から計算

50
40
30
20
10
0

40

50

60

70

80

90

100

温度（℃）

図7-1-5的な地点での気象データとキャニスタ表面温度の変化を
100

0.6

80

キャニスタ温度
0.4

60

0.2

40

0.0

20

0

10

20

30

40

50

キャニスタ温度と気象データから求めた
SCCが進展する時間

120

気中塩分濃度μg/m3 SUS304LのSCC
2040 発生限界塩分濃
100
250
500

0.8

図7-1-7

考慮すれば、濡れ時間法 1） に基づき、貯蔵期間中にキャニスタ温度(℃）

付着塩分量(g/m2 as Cl)

1.0

キャニスタで想定される温度と相対湿度（最大値）の組合せ

SCC が発生・進展する時間を積算でき、この積算時間にき裂進展速度を乗じて得られる進展量と、初期の仮想
き裂寸法を加えた値がキャニスタの板厚を下回れば密封機能を維持できる。この濡れ時間法に基づき、貯蔵期間60 年にわたる SCC 進展深さを算定した例を図 7-1-7 に示した。SCC 進展深さは約 4mm となり、キャニスタの標準的な板厚 12.7mm（0.5 インチ）を下回る結果となる。

60

貯蔵年数

図7-1-6⑷

貯蔵年数とキャニスタ表面に付着する塩分量との関係

残留応力対策の SCC 発生への影響
実機相当のキャニスタの施工を考慮した溶接試験体を製作し、試験体溶接部表面に 3 種類（レーザーショット
ピ ー ニ ン グ；LSP, Low Plasticity Burnishing; LPB4）、しい条件（温度 50℃ , 相対湿度 35%）で SUS304L 材のジルコニアショットピーニング；ZSP）の溶接残留応力

定 荷 重 SCC 試 験 に よ る 限 界 塩 分 濃 度 試 験 を 実 施 し、緩和処理を施し、Ｘ線回折法による残留応力測定により、

SCC 発生限界塩分量として 0.8 g/m as Cl を得た。さら

図 7-1-8 に示すように深さ 0.6mm まで圧縮応力が付与に、気中塩分濃度とキャニスタ表面の付着塩分累積量のできることを確認した。

2

相関式 5） から、気中塩分濃度が 40 μg/m3 の場合、貯TC/As Machined
TC/LPB
TC/LSP
TC/ZSP

蔵期間 60 年での付着塩分累積量は SUS304L 材の SCC
発 生 限 界 塩 分 濃 度（0.8g/m2 as Cl） の 約 1/4 と な り、
SUS304L キャニスタを用いたコンクリートキャスク貯蔵の成立性が期待できる（図 7-1-6）。
⑶

SCC き裂進展管理基準に基づく SUS304L キャニス
タの腐食寿命実機環境よりも厳しい条件（温度 80℃、相対湿度

35%, 付着塩分量 10g/m2 as Cl）における SUS304L 材の
4 点 曲 げ 試 験 よ り、 表 面 の SCC 進 展 速 度（2 × 10

LC/As Machined
LC/LPB
LC/LSP
LC/ZSP

600
Depth at 0.51mm

400
200
0
-200
-400
-600
-800
-1000
0

20

40

60

Distance (mm)-11m/s）を求めた。この進展速度を用いて、我が国の代表

110

Reisual Circumferential Stress（MPa）

第７章

上記の温度、湿度条件を踏まえて、実機環境よりも厳図7-1-8残留応力の分布80さらに、実機よりも厳しい条件（温度 80℃・相対湿

7-1-2

SCC 対策に資する気中塩分量評価 6, 7）

度 35%・付着塩分量 4 g/m2 as Cl）で 1000 時間以上のSCC 試験を実施した結果、図 7-1-9 に示すように、緩和

使用済燃料を海岸近くでコンクリートキャスク貯蔵す

処理を施さない個所においては溶接線近傍で SCC と推る場合、キャニスタ材の SCC による密封機能評価が必定されるき裂が発生したが、緩和処理を施した個所にお要となる。SCC 評価の一つとして、貯蔵期間中、キャいてはき裂の発生は認められなかった。これより、いずニスタ表面に付着する塩分量の評価が挙げられる。付着れの緩和処理も溶接残留応力対策に有効であり、実機へ

塩分量評価を行うためには、貯蔵施設での空気中に含ま適用できる見通しを得た。

れる塩分量評価も必要となる。本研究では、付着塩分量

今後は、SUS316L の SCC 評価データを取得すると共評価のため、室内試験および実環境試験を行い、付着塩に、実物大コンクリートキャスクを用いた経年変化実証

分量の経時変化データを取得し、風速や試験片温度が付試験を行い、上記の SUS304L キャニスタの SCC 対策の

着塩分量に与える影響を明らかにした。しかし、室内試

有効性を確認する必要がある。

験では、空気中の塩分濃度（以下、気中塩分濃度）の調整が困難で、海岸近くの環境に比べ、103 オーダー程度高くなっている。本研究では、気中塩分濃度などが付着量に与える影響を調べるため、海岸から約 4km 内陸に入った地点に試験装置を設置し、付着塩分量の時間変化を計測した。
⑴

試験装置、試験方法⒜

室内試験
室内試験は、当研究所の我孫子地区で実施した。試験

装置は、断面が 40 × 40cm、長さ約 4m の矩形風洞で、上流側に、ブロア、恒温・恒湿槽、整流部があり、一定(a)

試験片の表面状態

温度・湿度の空気を風洞内に送ることが可能な構造である（図 7-1-10）。風洞下流部には、75 × 75mm の金属試験片 10 枚が設置可能で、試験片は、風洞内表面に平である。風洞の上流部には、ノズルが取り付けてあり、試験片設置部(b)

未処理の表面でき裂が発生した個所
風洞部
ノズル噴霧部

整流部(c)

LPB 処理を施した面（腐食のみでき裂は無い）

図7-1-9SCC試験後の表面状態

図7-1-10

室内試験装置の外観

電中研レビュー No.55 ● 111

第７章

らに設置する。試験片温度は、ヒータにより制御が可能試験中、風洞内に塩水を噴霧する。洗浄した試験片を風を取り外し、試験片表面に付着した塩分をガーゼで拭き洞内に設置し、一定時間、塩水を噴霧した状態で風洞内取り、付着した塩分量を測定した。試験片温度は、30℃に空気を送り、試験終了後、試験片を取り出して、表面

および 100℃で一定とした。

に付着した NaCl をガーゼで拭き取って分析した。風洞

さらに、実環境での気中塩分量を明らかにするため、は、水平と垂直の両姿勢で試験が可能である。

従来の気中塩分量測定方法であるドライガーゼ法（JIS⒝

Z 2138）に加え、エジェクター式気中塩分計での測定も

実環境試験
実環境試験は、材料腐食の暴露試験の代表的な試験場行った。

の一つである、（財）日本ウエザリングテストセンター
銚子暴露試験場で実施した（図 7-1-11）。試験場は、海⑵

試験結果

岸から約 4km 内陸に入った地点である。試験装置は、

図 7-1-12 に、付着塩分量の室内試験および実環境試

自 然 換 気 型 の 建 屋 内 に、 断 面 20cm × 20cm、 長 さ 約

験結果を示す。横軸は経過時間で、縦軸は試験片に付着

2.5m の風洞５体を垂直に設置したものである。屋外かした Cl イオン量を表している。室内試験では、試験パら建屋内に流入した空気は、風洞の下部から上向きに流ラメータとして、風速（0.3、0.85、1.4m/s）および試験

れ、ブロワを介して、屋外に排出される。各風洞の下流

片温度（30、100、200℃）を変化させた。その結果、風部には、75 × 75mm の金属試験片 5 枚が設置可能で、速が大きいほど付着量は多くなり、試験片温度が高いほ試験片は、風洞内表面に平らに設置する。試験片温度は、ど、付着量が少なくなる傾向を示すことが明らかとなっヒータにより制御が可能である。試験では、洗浄した試た。この原因は、風速が大きいと空気の乱れが大きくな

験片を風洞に取り付け、風洞に連結されたブロワを一定り、塩分粒子が壁面に衝突する割合が大きくなるためと流量で運転する。一定期間経過した後、風洞から試験片考えられる。また、試験片温度が高い場合には、①試験片に近づく塩分粒子が蒸発により液滴から固体になりや

計測小屋

すく、固体の場合には液滴に比べて付着しにくいこと、

排気口②試験片表面に自然対流境界層があり塩分粒子が近づきにくいこと、③温度が高いと拡散係数が大きくなり、空
気中の塩分粒子濃度が小さくなること、④試験片に付着した塩分粒子が乾燥状態となり、湿潤状態よりも剥がれやすいことなど、様々な要因の複合効果によるものと考

第７章

給気口

えられる。一方、実環境試験結果では、付着塩分量が非常に少なく、経過時間に対する増加傾向や風速、試験片（a） 試験建屋

温度の影響もほとんど見られなかった。これは、試験のヒータ
風洞実施場所が海岸から 4km 内陸に入った場所であり、気付着塩分量 （mg/m2 as Cl-）

1000

足場

SUS304LのSCC限界塩分量
800mg/m2

100

1.4m/s、30℃（室内試験）
1.4m/s、100℃（室内試験）
0.85m/s、30℃（室内試験）
0.3m/s、30℃（室内試験）
1.4m/s、200℃（室内試験）
実環境試験結果（30,100℃）

室内試験結果10気中塩分量

11mg/m3

2μg/m31
実環境試験結果

0.1
1.E+00（b） 試験装置

図7-1-11112

実環境試験装置の外観

1.E+01

1.E+02

1.E+03

1.E+04

1.E+05

1.E+06

1.E+07時間（h）

図7-1-12

試験片上への付着塩分量と時間の関係

中塩分量が小さいことが原因と考えられる。室内試験で

7-1-3

SCC 対策に資する塩分流入低減装置の開発 8)

は、噴霧する液滴の大きさを海岸に近い場所で過去に計測されている大きさ（数十μm）とほぼ同等とするため、ノズルで強制的に塩水を噴霧している。ノズルの性能か

コンクリートキャスク内のキャニスタ溶接部に発生がら、噴霧量は小さくできないため、室内試験での気中塩懸念される SCC の対策として、溶接残留応力の緩和処

分濃度は、実環境試験での値に比べ、103 オーダー大き理があるが、コンクリートキャスク内部に冷却空気と共くなっている。従って、室内試験は、気中塩分濃度が高に入る海塩粒子量を低減すれば、更なる効果が期待できいことにより、実環境試験の加速試験となっている。図る。当所では、貯蔵施設もしくはコンクリートキャスク

7-1-12 に示す直線は、室内試験および暴露試験結果のにおいて、自然空冷方式を採用した状態で、流入する海包絡線である。室内試験では時間とともに付着塩分量が塩粒子量を低減する装置、すなわち除熱性能を損なわな増加しているが、実環境試験では付着塩分量の増加はほい低圧力損失の塩分流入低減装置（以下、低減装置）を-

とんど見られず、約 3mg/m （as Cl ）以下であった。

提案した。低減装置は、図 7-1-13 に示すように貯蔵施

今後、気中塩分濃度の高い地点での付着塩分量測定が必

設の給気口に設置され、その構造は、多段の板より構成要である。

されている。板間を空気が通過する際に、空気中の海塩2

気中塩分量のドライガーゼ法による測定では、1 ヶ月

粒子が板面で捕獲されることにより、流入する塩分量を間、10 × 10cm のガーゼを雨が直接当たらないように低減するものである。ここでは、板面を水で濡らすこと

屋外に放置し、そのガーゼに付着した塩分量を測定する。

により、塩分を潮解・捕獲するものとした。なお、低減

この方法は、直接、気中塩分量を測定するものではなく、装置は、コンクリートキャスクの給気口に設置して使用

空気中に含まれる塩分粒子のうち、ガーゼに衝突・付着することも可能である。

し、そのまま 1 ヶ月間落下せずに、残ったものを測定する方法である。この方法は JIS で定められた方法で、測⑴低減装置の評価試験
低減装置の性能を評価するために、矩形（100mm ×

環境の比較には、有意義な方法である。2008 年 4 ～ 12100mm）ダクト内に複数のステンレス板を流れ方向に月の測定結果（屋外）では、1 日当たり 10cm のガーゼ

均等な間隔で配置した試験装置を用いて、圧力損失試験に付着する NaCl 量は、0.053 ～ 0.315mg（平均 0.156mg）

および海岸に近い実環境（電中研横須賀地区臨界暴露実で、この数字は、日本にある暴露試験場の中では、比較

験場）での塩分低減試験を実施した。なお、塩分低減試

的、高い値である。

験においては、板面を水で濡らした状態を保ち、塩分を2

一方、当研究所が開発したエジェクター式気中塩分計
は、外気をガラス容器内にポンプで取り込み、空気中の含んだ空気を一定期間ブロアで吸引し、低減装置で捕獲される塩分量の割合を実測により求めた。

塩分粒子を容器内の水に溶け込ませるため、取り込んだ

ここでは、上記ダクト内に、長さ 300 ㎜のステンレス

空気量と水中の塩分量から気中塩分量が直接測定できる板（厚さ 0.5 ㎜）を 10 枚配置した低減装置に対しての測定器である。しかし、この測定器は、開発途中の機器試験結果を紹介する。

で、屋外での長時間の測定には不向きであった。実環境試験では、試験建屋内に測定器を置き、初めて長時間の自然空冷測定を行った。その結果、2008 年 4 月から 2009 年 2 月の期間で、測定器 2 台の 1 ヶ月平均の値は Cl イオン量

貯蔵施設
コンクリートキャスク

で、1.0 ～ 2.9 μ g/m3 であった。このように、エジェク
ター式気中塩分計では、ドライガーゼ法では測定できな
い気中塩分量を測定することができる。

キャニスタ

図7-1-13

海塩粒子
たとえば、水電力中央研究所考案の塩分流入低減装置

電中研レビュー No.55 ● 113

第７章

定が容易なことから一般的に用いられており、気中塩分約１ヵ月毎に、低減装置で捕獲した塩分量の割合を実測

圧力損失係数：ξ(-)

300より求めた。また、本サイトにおいて、テンラインサン

市販の低圧力損失フィルタ（試験値）
低減装置（試験値）
低減装置（計算値）

250
200

プラーを用いた飛来粒子径計測を行ったところ、2.5150μm 以下と 10 μm 以上をピークとする粒子径分布が計100測されたことから、重力沈降効果に、上記の塩分粒子径50

分布を考慮することにより、塩分捕獲率を計算・評価し0

0.0E+00

2.0E+03

4.0E+03

6.0E+03た。図 7-1-15 は、試験値と計算値を比較したものである。

8.0E+03Re(-)

図7-1-14⑵

圧力損失の比較低減装置を図 7-1-16 に示すコンクリートキャスクの給気口に設置した場合の装置性能について検討した。な70

塩分捕獲率：Ｒ（％）

実機適用性評価

試験値

60

計算値

お、給気流速等の条件（表 7-1-2）については、実物大

50

コンクリートキャスクを用いた除熱試験結果 9）を用いた。

40
30
20
10
0
0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

流速：U(m/s)

図7-1-15⒜

塩分捕獲率

塩分低減装置

圧力損失試験
図 7-1-14 は、低減装置の圧力損失を市販の低圧力損
図7-1-16失フィルタと比較したものである。低減装置の圧力損失低減装置の設置例

係数（ξ）は、市販の低圧力損失フィルタのそれに比べて、1/30 ～ 1/20 と小さいことが分かった。また、既存の圧力損失評価式を適用し、試験結果と比較することに

第７章

より、評価式の妥当性が示された。
⒝

塩分低減試験
試験を実施した電中研横須賀地区臨界暴露実験場は、海岸から約 50m 離れた場所に位置している。 試験では、
表 7-1-3
板枚数 一段当たりの流路高さ
n
H（mm）
1
279.5
2
139.5
3
92.8
4
69.5
5
55.5
10
27.5
12
22.8
15
18.2
18
15.1
20
13.5
21
12.8
25
10.7
30
8.8
40
6.5

114

表 7-1-2

設定したコンクリートキャスク条件

給気温度：Tin（℃）
排気温度：Tout（℃）
給排気温度差（計測値）：Δ T（℃）
１基当たりのキャスク発熱量：Q（kW）
給気口での流速（計測値）：U0（m/s）
給気口高さ：H0（ｍ）
給気口幅：B（ｍ）

33
98
65
22.6
0.865
0.28
0.3

低減装置の性能評価

流路流速 捕獲可能粒子径 流路内のu（m/s）
dp（μ m）
Re 数
0.867
87.7
1.54E+04
0.868
62.0
1.01E+04
0.870
50.6
7.56E+03
0.871
43.8
6.03E+03
0.873
39.2
5.02E+03
0.881
27.7
2.72E+03
0.884
25.3
2.30E+03
0.889
22.6
1.87E+03
0.894
20.7
1.57E+03
0.897
19.6
1.42E+03
0.899
19.1
1.36E+03
0.905
17.5
1.15E+03
0.914
16.0
9.62E+02
0.932
13.9
7.27E+02

圧力損失 圧力損失係数
Δ P（Pa）
ξ
0.02
0.05
0.04
0.08
0.05
0.12
0.07
0.16
0.09
0.20
0.19
0.44
0.22
0.52
0.32
0.74
0.46
1.07
0.57
1.33
0.63
1.47
0.92
2.12
1.35
3.13
2.53
5.86

上昇温度
δΔＴ
0.03
0.05
0.08
0.10
0.13
0.28
0.34
0.48
0.69
0.86
0.96
1.38
2.03
3.80

塩分捕獲率
（%）
3.3
6.6
9.9
13.3
16.6
31.7
35.8
40.0
44.2
43.4
43.8
44.9
45.7
46.8

低減装置の板厚 0.5mm、板長さを 500mm として、設上下動の影響や複数のガタ衝突による衝撃力が使用済燃

置する板の枚数をパラメータとした場合の装置性能を表料の構造健全性に及ぼす影響を評価した。

7-1-3 に示す。その結果、15 枚の板を設置すると、塩分

7-2-1

捕獲率 40％で、温度上昇は、0.48℃となり除熱の妨げに実物大コンクリートキャスク耐震試験

ならない低減装置を設置できることが分かった。
実規模大コンクリートキャスクを用いた大型振動台に
⑶

今後の課題

よる振動試験 1）およびその結果は、以下の通りである。

塩分粒子径分布のサイト依存性評価、低減装置で水を・ 耐震試験で使用する実規模大コンクリートキャスク

使わない場合に捕獲した海塩粒子の再飛散対策の検討が（直径約 4m、長さ約 6m、重さ約 180t）、振動試験用必要である。

模擬燃料集合体（PWR、BWR）、貯蔵施設床モデルなどの設計・製作を実施した。

7-2 耐震評価

・（独）防災科学技術研究所 E- ディフェンス（兵庫県三木市）の大型三軸振動台を用いて、３種類の地震波

国の定めた技術要件によれば、固縛しないコンクリー（El Centro、JMA 神戸、人工地震波など）を対象に、トキャスクを用いた杭基礎で支持される中間貯蔵施設に

周波数特性試験や振動試験を実施した（図 7-2-1）。

おいては、コンクリートキャスクへの適切な設計地震力

主な計測項目は、貯蔵容器の回転角度・角速度や加速を設定し、転倒せず、隣り合うキャスクが緩衝せず、燃度、滑り変位、キャニスタや燃料の加速度やひずみ、料への影響もないことを確認することが要求されている。

ガタ変位などである。試験では、コンクリートキャス

これまでの地震時における固縛しないコンクリートキャ

クの固縛の有無、入力加速度レベル、上下動の有無をスクの評価事例については、相似モデルによる振動試験

パラメータとして実施した（図 7-2-2）。

や、燃料・バスケットのガタを考慮しない簡易モデルに・ ロッキングや滑り、回転を伴うコンクリートキャスク

よる評価が実施されおり、燃料のガタ系の挙動まで評価の 3 次元的な地震時応答を明らかにし、剛体の転倒限した事例は少ない。

界評価式より得られる限界加速度を超えるレベルに増

本節では、固縛しないコンクリートキャスクについて、幅した波形を入力しても、コンクリートキャスクは転・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
コンクリートバスケット

転倒防止安全架台

キャニスタ

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[コンクリートキャスク概念図]

貯蔵施設床モデル
8,000mm
入力加振図7-2-1800mm

主な計測項目

Z
Y

冷却空気
入口

渦電流変位計

貯蔵容器
胴部

X

第７章

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

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)

大型三軸振動台による実物大コンクリートキャスク耐震試験

電中研レビュー No.55 ● 115

Max. Angle(rad)

0.03
0.02
0.01
0.00
-0.01
-0.02
-0.03

Max. Angular Vel.(rad/s)

0.3
0.2
0.1
0.0
-0.1
-0.2
-0.3

Y-direction Angle

max= 0.028

min= -0.023

Y-direction Angular Vel.

max= 0.230

min= -0.259

0

4

6

8

10
12
Time (sec)

14

16

18

20

キャスクロッキング応答の例（JMA 神戸波）150
転倒限界エネルギー速度125

入力波形：JMA神戸（継続時間15秒）

100

T0=0.2sec
1/3T1=1sec
ウインドウ幅
2/3T1=2sec
T1=3sec
1/3縮尺模型の加振結果

7550

H (=2h)

等価ウインドウエネルギー速度（cm/sec）

図 7-2-2

2

θ

25
0
0

2

4

6

8
時間 (sec)

10

12

14

B (=2b)
キャスク転倒のイメージ

図7-2-3ウインドウエネルギーの適用性

倒に至らないことを明らかにした。

0.3 a の値（a；図 7-2-3 右図）を用いれば、ウインド・ キ ャ ス ク と キ ャ ニ スタ間、キャニスタと燃料 間 の

ウエネルギーの最大値は実験値（図 7-2-3 凡例中の加振ギャップにより、入力加速度が増加しても、燃料に発結果のライン）の２倍程度の妥当な値を与えることが分生するひずみは比例的には増加しておらず、対象とし

かった。

第７章

た地震入力の範囲では、燃料の応答は弾性範囲内に抑えられることが明らかとなった。

本研究は、経産省原子力安全・保安院からの受託研究として実施したものである。

以上により、固縛しないコンクリートキャスクは、大きな地震力を受けても転倒安定性に問題はなく、燃料も7-3 遮へい評価

健全であることが確認された。
図 7-3-1 に、コンクリートキャスクの安全機能を示す。

7-2-2

地震時安定性評価手法の提案

国が定めた使用済燃料の貯蔵に関する規則によれば、事業者は 1 年ごとに収納燃料の閉じ込め性能を確認するこ

縦置き・非固縛で貯蔵中の使用済燃料貯蔵キャスクがとを求めており、使用済燃料を包蔵するキャニスタの目

地震力を受けた際の転倒評価手法として、キャスクの浮視検査手法の実用化が重要となる。さらに、貯蔵期間中、上りに有効な入力エネルギーと、ある区切られた継使用済燃料からの放射線と崩壊熱が同時に作用するコン

続時間（ウインドウ幅：Twindow）内に瞬間的に入力されクリート部において、所定の遮へい性能が維持されるよるエネルギーとの相関に着目した、貯蔵容器の浮上りに

うに、設計・製造段階で対策を講じておく必要がある 1,2）。

寄与する合理的なウインドウエネルギーを提案した 3）。

本節では、アイダホ国立研究所において、15 年以上

Twindow の評価時間として周期変動範囲の長周期側 T1 =屋外で使用済燃料を実貯蔵実験中（図 7-3-2）の VSC-

116

2）

使用済燃料、構造部材等の健全性維持のため、崩壊熱を適切に除去被ばく影響の無いよう、放射遮へい線を適切に遮へい
被ばく影響の無いよう、放射閉じ込め性物質を適切に閉じ込め
いかなる場合にも臨界到達
臨界防止
を防止

コンクリート

除 熱

キャニスタ

構造強度
（キャニスタ頂部付近）

物理特性の経年変化が及ぼす影響の確認：例えば、コンクリート
事業者は一年毎に閉じ込め性能を確認する必要がある
キャニスタのSCC対策の実施
キャニスタ表面の目視検査方法の実用化

図7-3-1

コンクリートキャスクの安全機能調査の対象とした
VSC-17型コンクリートキャスク（キャニスタ中央部溶接線付近）使用した機器・東芝製 IK-M44H ファイバースコープカメラ
・ズーム / アングル機能付 17mm 径プローブ
・インターライントランスファー型 CCD カメラ

図7-3-3

図7-3-2

アイダホ国立研究所で実貯蔵中のコンクリート
キャスクを用いた実測試験

キャニスタ表面の目視検査例なった。さらに、シュミットハンマー法によりキャスク
表面のコンクリート強度を測定した結果、平均値は47MPa であり、打設後 28 日強度 33MPa を上回ってお17 型コンクリートキャスクの実測試験により、キャス

り強度低下はなかった。

ク内部の表面状態、および遮へい機能に関わる物理特性の経年変化を明らかにした 3）。

キャニスタ表面目視

遮へい性能

図 7-3-4 に、15 年貯蔵後のコンクリートキャスクの遮へい性能の測定例を示す。15 年貯蔵後のキャスク表

図 7-3-3 に、ファイバースコープカメラを排気口から

面線量は、貯蔵初期に比べ約 1/3 に低減しており、線源

挿入し、キャスク内部の撮影を行いキャニスタ表面の目の減衰低下による評価値とほぼ一致し、遮へい性能の低視検査を実施した例を示す。放射線環境場でも、自然色下はない。一方、排気口ダクトから下方２m 付近までの表面状態の撮影が可能であった。撮影した画像データの範囲で、局所的なコンクリートの密度低下に起因するより、腐食対策を施した炭素鋼製キャニスタ表面には、高い線量領域があることが確認された。

閉じ込め性能の喪失を懸念させる腐食は見られていない。

また、この領域で発生したひび割れの累積長さと表面線量測定値との間に強い相関はなく、表面ひび割れの発

7-3-2

キャスク表面状態の経年変化

生が放射線量に及ぼす影響は無視できる。
さらに、排気口ダクトから下方２m 付近までの範囲

コンクリートキャスクでは、排気口近傍のコンクリー

でコンクリート弾性波速度分布の測定を行った結果、弾ト温度が高く、貯蔵初期（総発熱量 14.9kW）の最高温

性波速度が局所的に低い部分が存在することが確認され度は 70℃であったが、15 年経過後の最高温度は 40℃とた。施工時のブリージング水が排気口ダクト直下に滞留

電中研レビュー No.55 ● 117

第７章

7-3-1

7-3-3

1990年：225度測線での実測値
2004年：225度測線での評価値
2004年：38度測線での実測値
キャスク高さ (m)キャスク高さ (m)

6
5
4
3
2
1
0
0
10
20
30
40
50
ガンマ線による線量 (mrem/h)

5.2
5.0
4.8
4.6
4.4
4.2
4.0
3.8
3.6
3.4
3.2
3.0
2.8
2.6

ガンマ線量
(mrem/hr)

排気口ダクト

線量が局所的に高い領域

0

90

135

180

225

270

315

360

キャスク周方向展開角度a）15 年貯蔵後のキャスク表面線量

図 7-3-4

45

7.00
6.78
6.56
6.33
6.11
5.89
5.67
5.44
5.22
5.00
4.78
4.56
4.33
4.11
3.89
3.67
3.44
3.22
3.00
2.78
2.56
2.33
2.11
1.89
1.67
1.44
1.22
1.00

b）キャスク側面におけるガンマ線の測定例

15 年貯蔵後のコンクリートキャスクの遮へい性能

塩分量評価－室内および実環境での付着塩分量測定試験－」し、長期にわたる温度負荷により当該部の水分散逸による密度低下が進んだものと考えられる。排気口ダクト下面と鉄筋との狭隘部については、コンクリート種類の選
択や施工方法の最適化など、十分な施工前の配慮が重要である。

電力中央研究所報告 N09023（2010）．
7） 亘、「コンクリートキャスクのキャニスタ表面付着塩分量評価（その 2）－実環境での気中塩分量および付着塩
分量測定試験－」電力中央研究所報告 N11028（2012）．
8） 竹田浩文、三枝利有：キャニスタ SCC 防止に対する塩分流入低減装置の開発（その２）－塩分流入低減装置の適用性評価－、電力中央研究所研究報告 N11044（2012）．

参考文献

9） 竹田浩文、亘真澄

7-1
1） 谷

N04029（2005）．

純一他：使用済燃料コンクリートキャスク貯蔵用

キャニスタ候補材の塩化物応力腐食割れ特性（その 4）－長期試験による SCC 寿命評価および SCC 発生感受性の電気化学的検討－、電力中央研究所報告、Q06001、

7-2
1） K. Shirai, et al.：Experimental Studies of Free-Standing
Spent Fuel Storage Cask subjected to Strong

平成 18 年 9 月．
2） 谷Earthquake, PATRAM 2007, Miami, Florida, USA,2007.

純一他：使用済燃料コンクリートキャスク貯蔵用

第７章

キャニスタ候補材の塩化物応力腐食割れ特性（その 5）－ SCC 評価および塩分流入低減技術の考案－、電力中央研究所報告、Q06014、平成 19 年 6 月．
3） 白井

他、「コンクリートキャスク方式による使用済燃2） 秋山

3） 白井孝治他：エネルギースペクトルによる使用済燃料貯蔵キャスクの転倒評価、L57、2008 年日本原子力学会春の大会．

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Fuel”, International Conference on Management of
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宏他：エネルギースペクトルを用いた剛体の転倒予測、日本建築学会論文報告集、No.488、1996 年．

料貯蔵の実用化研究－ 304L ステンレス鋼キャニスタの央研究所報告 N10035（2010）．

他：コンクリートキャスクの実用化

研究 －通常時の除熱試験－、電力中央研究所研究報告

7-31） 竹田浩文、亘真澄、白井孝治、三枝利有：コンクリー

トキャスクの実用化研究－通常時の除熱試験－、電力中央研究所研究報告 N04029、2005 年 6 月．
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2006 年 12 月．
3） 白井孝治他 :15 年間貯蔵された VSC-17 型コンクリート
キャスクの経年変化実測試験、電力中央研究所研究報告
N08057、2009 年 8 月．

第８章

ボールト貯蔵およびトンネル貯蔵技術

第８章

8-1

浅地下ボールト貯蔵… ………………………………… 120

8-2

トンネル貯蔵施設の熱流動解析… …………………… 121

8-1 浅地下ボールト貯蔵の成立性を明らかにした。
⒝

経済性

我が国では、使用済燃料の中間貯蔵施設の建設が急務

経済性の検討のために、急斜面地形となだらかな地形である。中間貯蔵施設は、現在のところ、輸送用金属条件を設定し、中間貯蔵施設を地上式とするケースと浅キャスクの地上建屋での貯蔵のみが許認可されている。

地下式とするケースのコスト比較を行った。急斜面地形

一方、海外ですでに実施されているキャニスタの大容量では、トンネル掘削方式、なだらかな地形では開削方式

貯蔵（ボールト貯蔵）を実用化すれば、貯蔵コストを下とした。比較の結果、急斜面地形でもなだらかな地形でげることができる。また、その貯蔵を地下で行えば（浅も、地上式と浅地下方式はほぼ同等の経済性であった。

地下ボールト貯蔵）、放射線遮へいの一部を地盤に期待できるとともに、斜面の多い敷地にも容易に立地できる⑵

許認可に関するフィージビリティ
我が国でまだ指針化されていないキャニスタ貯蔵や、と期待される。
そこでまず、浅地下ボールト貯蔵の技術的、経済的、

その浅地下貯蔵の許認可を実現するために必要な検討課

および許認可に関するフィージビリティについて検討し題のうち、キャニスタの SCC による密封機能の喪失回た。

避、ならびに地下空洞構造物の耐震性評価法を検討し、フィージビリティを明らかにした。

⑴

技術的・経済的な基本的フィージビリティ⒜ キャニスタの SCC 問題への対応オプション

浅 地 下 ボ ー ル ト 貯 蔵 の 概 念 を 構 築 し、 貯 蔵 容 量・ コンクリートキャスクにおけるキャニスタの SCC 検

2000tU の貯蔵施設計画を設定して、基本的成立性につ

討において、付着塩分量が限界値以下で腐食が発生・いて技術的および経済的に検討した。図 8-1-1 に急斜面進行しないことなどが解明されている。この具体的な地形の場合の施設配置例を示す。

データを採取して評価するなどにより、許認可が実現⒜

される可能性が高い。

放射線遮へい性能と除熱性能
中間貯蔵施設に必要な基本的安全機能のうち、浅地下・ 密封機能喪失の懸念を除くために、SCC を避ける構

ボールト貯蔵に特徴的な放射線遮へい性能と除熱性能に造の二重キャニスタについて、除熱性を解析評価した。

ついて確認した。地盤は、厚さ 1m 以上で放射線の透過

二重化により除熱性能が低下するが、伝熱フィンを取を十分に遮断できた。また、通気路のストリーミングをり付けた場合には、一重キャニスタと同等であり、技地上施設と同様に屈曲構造などで十分に低減できた。除術的に成立した。

熱については、キャニスタの発熱量、高温空気の浮力、通気の圧力損失を考慮した検討から、自然対流除熱設計⒝

地下空洞構造物の耐震性評価法
日本で浅地下ボールト貯蔵を実現するためには、許認アーチスパン（約 20m）

工事坑道

第８章

給気坑道

給気

遮へい壁

搬送エリア

給気ダクト

排気坑道

排気立坑

排気坑道

貯蔵エリア

35000

搬入坑道

60000

中間スラブ

給気

詰替エリア

貯蔵トンネル立面図

輸送キャスク移送台車

20850

キャニスタ搬入 給気

キャニスタ 主坑道

キャニスタ移送装置
161150

単位：mm

図 8-1-1120

急斜面地形の場合の施設配置例（平面図と立面図）排気立坑高さ 65m 以上

金属キャスク設計・検査基準
金属キャスク構造規格

コンクリキャスク設計検査基準
コンクリキャスク等構造規格

JEAG原発耐震設計技術指針
JEAGキャスク建屋基礎技術指針

屋外重要土木構造物耐震指針
原子力地下立地（技術体系化）

地下空洞耐震設計技術指針

図 8-1-2

浅地下ボールト貯蔵の耐震設計に関する国や関係機関・学会の指針類

可に先立ち、キャニスタ貯蔵の安全審査指針と浅地下開発した 1）。

ボールト貯蔵の耐震設計技術指針が必要と考えられる。
図 8-1-2 に浅地下ボールト貯蔵の耐震設計に関する国や⑴

フローネットワーク解析コードの開発

関係機関・学会の指針類を示す。これらについて耐震性

全体の熱流動で使用するフローネットワーク解析では、評価法を中心に検討した結果、既往指針類との整合性をまず、施設全体の流路を風道と節点により網目で表わし、保って新たに必要な指針の素案例を構築することができ

網目全体における熱、力学さらに質量のバランスに基づた 1）。

いて、各風道の風量や温度などを求める。各節点では、流体の出入り合計が零になるように各網目（流れの起こ

8-2 トンネル貯蔵施設の熱流動解析

る単一閉回路）の風量を設定する。この風量に基づき、各風道で出口空気の温度、湿度を算定する。次に、各風道の圧損や浮力などを考慮し、各網目で圧力がバランスにおける熱流動評価では、従来の地上施設に対して適用するように網目風量を修正する。各網目の風量が収束さされてきた熱流動解析手法を改良して、新たな解析シスれるまで、以上の計算を繰り返す。この解析では、湿分テムを構築する必要がある。この解析では、２種類の熱輸送式が組み込まれ、さらに空気流と岩盤との間の伝熱流動解析コードを組み合わせて評価を行う。まず、施設および水分の蒸発・結露による熱授受などが考慮されて内の風量や温度の概略分布をフローネットワーク解析いる。

コードにより計算し、これに基づいて空気温度が高くな

フローネットワーク流動解析コードとしては、既存のると予想される貯蔵室（エリア）に対して、さらに３次

鉱山トンネルの評価で実績のある単一トンネルを対象と

元熱流動解析コードを用いて詳細解析を行い、その結果した 1 次元熱流動解析コード（TRANCLIM）と、複数からキャニスタ（キャスク）や壁の最高温度を評価する。

トンネルを対象とするフローネットワーク流動解析コー

本研究では、既存の複数解析コードに独自の解析モデル

ド（VENTCLIM）を合体し、さらに収束や精度などをを導入して改良することにより、新たな解析システムを改善して、新たなコードを開発した。このコードにより、

電中研レビュー No.55 ● 121

第８章

自然対流冷却を活用する使用済燃料トンネル貯蔵施設

ト ン ネ ル 出 口

流動の評価が可能なものはない。図 8-2-2 に単純化された貯蔵室における水分付着の計算例を示す。床の隅の部
分で結露が起こりやすいことが示されている。なお、
湿った空気により貯蔵室を冷却すると、乾燥空気で冷却

50

入気坑口および排気坑口の温度（℃)

する場合に比べて、出口空気の温度が数℃程度上昇する
40

ト ン ネ ル 入 口(貯蔵施設平面配置)

トンネル出口の温度

30ことが分かった。このコードでは、水分やエネルギーの
出入りのバランスを評価し、計算結果が妥当であることを確認している。図 8-2-3 にキャニスタ伝熱試験 5）に対する解析結果の比較を示す。キャニスタ表面の温度分布
や最高温度がよく模擬できている。図 8-2-4 にはキャニ

2010

トンネル入口の温度

スタ周りの平面における速度分布の解析例を示す。キャ

0
空気出口

-10
1-Apr 31-May 31-Jul 30-Sep 30-Nov 30-Jan 31-Mar

通気開始後の経過日付

図 8-2-1

トンネル貯蔵施設出口の年間温度変化
水分付着量（kg/m2）

金属キャスクトンネル貯蔵施設の複雑な流路における空気の流量と温度の分布が評価できることとなった。地下トンネル貯蔵施設における年間のトンネル出口温度変化を計算した例
を、図 8-2-1 に示す。外気温度が冬季に低温、さらに夏季に高温になるに従い、トンネル出口温度が変化する様

空気入口

子が捉えられた。なお、元となる解析コードは、鉱山トンネルなどの評価に適用された実績を有することから 3）、
本コードは貯蔵施設の許認可にも適用可能と考えられる。
⑵

解析結果

図 8-2-2

貯蔵室内水分付着量（kg/m2）の計算

3 次元熱流動解析コードの開発
140

を入口条件として、貯蔵室におけるキャニスタ周りの詳120

細な３次元熱流動を解析し、キャニスタ表面と壁面の温度が許容値以下になっていることを確認する。ここでは、既存の汎用３次元熱流動解析コード（PHOENICS）を流用し 4）、新たに湿分の輸送式をカップリングするとと表面温度（℃）

第８章

フローネットワーク解析で得られた空気の流量と温度

100
80
60

もに、空気と周囲岩盤との水分の蒸発・結露による物質

40

移行と熱授受のモデル式を導入している。これらの改良

20-180 -135 -90 -45 0 45 90 135 180
給気口からみた角度（°）

により、3 次元空間における湿り空気の伝熱流動が評価可能となり、水分の蒸発量や結露量の分布も算定できることとなった。既存の汎用コードには、湿り空気の伝熱122

図 8-2-3

キャニスタ円周表面温度の比較（赤点：試験結果、青線：解析結果）

参考文献
8-1
1） 新

孝一他：使用済燃料の浅地下ボールト貯蔵方式のフィージビリティに関する研究、電力中央研究所研究報
告 N07015、2007 年 12 月．

8-21） 古賀智成、田村英寿：使用済燃料トンネル貯蔵施設を対象とする熱流動解析コードの開発、電力中央研究所研究
報告 N07014、2007 年 12 月．
2） 平松良雄：通気学、内田老鶴圃新社、昭和 49 年発行．
流速(m/s)

図 8-2-4

キャニスタ周りの流速（m/s）分布3） 天野勲三、水田義明：トンネル内気象の予測計算、土木学会論文集 387/Ⅱ-8、pp.219-228、1987．
4） PHOENICS Over View, CHAM Report, TR001．
5） Benhamadouche, S. et al.：Large eddy simulation of
mixed convection around a vertical heated cylinder

ニスタの後背部では流れが淀み、また、両側部では流速が早くなっている。これらは、円柱周りに発達する流れ

cooled by a cross-flow air circulation,, Conference on
Modeling Fluid Flow（CMFF’ 06），The 13th Int. Conf.
on Fluid Flow Tech., 2006.

をよく再現している。

第８章
電中研レビュー No.55 ● 123

第９章

燃料健全性評価

9-1 使用済燃料の線源評価とペレットの酸化挙動評価…… 126
燃料の諸元と計算方法

9-1-2

使用済燃料の核種生成量と実測値との比較

9-1-3

感度解析を用いた生成量計算精度の向上方法
の提案

9-1-4
9-2

まとめ

乾式貯蔵時の使用済燃料健全性評価… ……………… 128

9-2-1

燃料被覆管軸方向の水素の再分布

9-2-2

燃料ペレットの酸化挙動

9-2-3

まとめ

第９章

9-1-1

9-1 使用済燃料の線源評価とペレットの酸化挙動評価

表 9-1-1

実測値と計算値の比較を行った核種一覧

アクチニド核種

使用済燃料貯蔵キャスクや中間貯蔵施設の遮へいや臨234U ～ 236U, 238U, 237Np,
238Pu ～ 242Pu, 241Am, 242mAm,
243Am, 242Cm, 244Cm ～ 246Cm
85Rb, 87Rb, 86Sr, 88Sr, 90Sr, 89Y,
106Ru, 125Sb, 133Cs ～ 135Cs, 137Cs,

界計算、除熱計算の精度は、使用済燃料中のアクチニドや核分裂生成核種の生成量評価精度に直接依存している。

核分裂生成核種

ウラン燃料の高燃焼度化や MOX 燃料の軽水炉利用が進

139La, 140Ce, 142Ce, 144Ce, 141Pr,
142Nd ～ 146Nd, 148Nd, 150Nd, 147Pm,

147Sm ～ 152Sm, 154Sm, 153Eu～155Eu,
154Gd ～ 156Gd, 158Gd, 160Gd

むと、照射後のこれらの燃料中のアクチニドや核分裂生成核種の組成は、従来の燃焼度（約 40MWd/kgU）の燃料と比較して変化しており、線源強度や発熱量が増加

算 コ ー ド SWAT お よ び 評 価 済 核 デ ー タ ラ イ ブ ラ リする。そのため、核種生成量の計算精度の向上は、中間

JENDL-3.2、JENDL-3.3、ENDF/B-VI.5、ENDF/B-VI.8、貯蔵はもちろん、炉心燃焼管理から再処理に至る幅広い

JEF-2.2 および JEFF-3.0 を用い、さらに、核種組成分析

分野の解析や評価精度の向上に寄与するものである。

で決定した局所燃焼度を用いた。計算体系は、燃料ペ

本項では、高燃焼度のウランおよび MOX 燃料を用いレット、被覆管、減速材より構成される単一格子体系をた核種組成分析と計算解析を比較し、核種生成量の評価

用い、燃料集合体の減速材と燃料の個数割合が等価にな

精度向上方法について検討を行った

るように、単一格子体系の減速材体積または個数を調整

。

1, 2）

した。

9-1-1 燃料の諸元と計算方法⑵

分析と計算値との比較結果

本試験で用いた高燃焼度 PWR ウラン燃料は、初期燃焼計算で求められた生成量と核種組成分析で得た生235

U 濃 縮 度 3.8wt.% で、 燃 料 棒 平 均 燃 焼 度 60.2MWd/

成量とを比較するために、計算値と分析値との比（C/kgHM まで燃焼したものである。この燃料棒の軸方向E）で示した。C/E を求める際には、核種組成分析値と燃焼度分布を利用して、燃焼度 60 ～ 65MWd/kgHM のSWAT による計算値の各々について、残留した 238U の範囲の４試料を採取した。一方、高燃焼度 PWR-MOX

個数密度で核分裂生成核種の個数密度を規格化して、こ燃 料 は、 初 期 富 化 度 5.07wt% で、 燃 焼 度 約 46MWd/

れらの規格化された分析値と計算値の比をとって C/E

kgHM まで燃焼したもの２試料を採取した。

とした。図 9-1-1 にアクチニドの C/E を示す。
Cm は、２年以上冷却した使用済燃料の主要な中性

244

9-1-2 使用済燃料の核種生成量と実測値との比較

子発生核種であるが、図から、高燃焼度ウラン燃料および MOX 燃料共に計算では、約 20％過小評価する結果

第９章採取した試料に核種組成分析を実施して、燃焼度と各となった。核分裂生成核種についても同様に C/E で評

核種の生成量を決定するとともに燃焼計算の結果と比較価した結果、遮へいや臨界解析および燃焼度指標としてし、高燃焼度ウラン燃料および MOX 燃料の各核種の計

重要ではあるが、生成量の計算予測精度の低い核種とし算精度を把握した。

て、244Cm、90Sr、106Ru、133Cs および 135Cs を抽出した。

⑴

9-1-3 感度解析を用いた生成量計算精度の向上

核種組成分析方法と燃焼計算方法
高燃焼度 PWR ウラン燃料の４試料および高燃焼度

方法の提案

PWR-MOX 燃料の２試料は、硝酸溶液やフッ化水素溶液を用いて溶解し、これらの溶液に質量分析やスペクトル

生成量の計算予測精度の低い核種について、生成に関分析を基本とした各種の分析方法を適用して、表 9-1-1係する生成経路に注目して、生成や核変換を容易にかつに示すように、アクチニド 17 核種、核分裂生成物 40 核

精度よく取り扱える簡易燃焼計算チェインを作成し、生種の組成を決定した。また、燃焼計算では、詳細燃焼計

成経路に沿った感度係数を求め、これを利用することで126

生成量の計算予測精度の向上方法を提案した。

2.0
JENDL-3.2
JENDL-3.3
ENDF/B-VI.5
ENDF/B-VI.8
JEF-2.2
JEFF-3.0

C/E

1.5

⑴

前述した 244Cm、90Sr、106Ru、133Cs、135Cs について、

1.0

各々の核種を含んだ簡易燃焼計算チェインを作成して感度解析を実施し、燃焼チェイン上の各核種の核分裂断面0.5

積、捕獲断面積および核分裂収率が、注目する核種の生
246Cm

245Cm

244Cm

243Am

241Pu

242Pu

成量に与える影響（感度係数）を求めた。図 9-1-2 に、

240Pu

239Pu

0

Xe、Cs、Ba、La の 簡 易 燃 焼 チ ェ イ ン の 一 例 を 示 す。
Cm、90Sr および 106Ru についても同様な燃焼チェイン

244

核 種
（a） PWR-UO2 燃料を作成し、さらにこれらの感度係数を基にして、計算精2.0

度の低い核種の生成に大きな感度（寄与）をもつ生成経

JENDL-3.2
JENDL-3.3
ENDF/B-VI.5
ENDF/B-VI.8
JEF-2.2
JEFF-3.0

1.5

路を明確にした。
⑵

1.0

計算予測精度の向上方法の提案
C/E 値、 感 度 係 数 を 利 用 し て、244Cm、90Sr、106Ru、Cs、135Cs の核種について、計算精度の向上方法を検

133

0.5

などのプルトニウムの捕獲断面積に補正を行うことで、

246Cm

245Cm

243Am

242Pu

240Pu

241Pu

0

244Cm

討 し た 結 果、244Cm は、243Am だ け で な く 240Pu、241Pu
239Pu

C/E

簡易感度解析による核種生成経路の特定

90

うことによって生成量が改善し、C/E が 1.0 に近づいた。

核 種（b） PWR-MOX 燃料

図 9-1-1

Sr と 106Ru は、自身を生成する核分裂収率に補正を行
Cs は 133Xe の核分裂収率に、135Cs は 135Xe の核分裂収

133

アクチニド核種の C/E

率または捕獲断面積に補正を行うことで生成量が改善する こ と を 示 し た。 表 9-1-2 に 例 と し て、244Cm と 135Cs

131Xe

132Xe

133Xe

134Xe

135Xe

133Cs

134Cs

135Cs

136Cs

137Cs

136Ba

137Ba

138Ba

核分裂反応で直接生成(n, γ) 反応

139La

図9-1-2
表 9-1-2

補正前
のC/E

β--崩壊

核分裂生成核種の簡易燃焼チェイン
Cm と135Cs の補正による C/E の改善

244

243 Am, 240 Pu, 241 Puの捕獲断面積補正後のC/E

核分裂
生成核種

補正前
のC/E

Xeの核分裂
収率補正後
のC/E

135
Xeの捕獲
断面積補正後
のC/E

135

240

Pu

1.06

1.02

133

Cs

0.87

0.87

0.87

241

Pu

1.07

1.07

134

Cs

0.83

0.83

0.83

242

Pu

0.91

0.96

135

Cs

0.88

1.00

1.03

243

Am

0.94

0.92

137

Cs

0.95

0.95

0.95

244

Cm

0.83

0.96

電中研レビュー No.55 ● 127

第９章

アクチニド
核種

異性体転移

表 9-2-1の補正による改善の結果を示す。

9-1-4 まと20 年間乾式保管した PWR-UO2 燃料被覆管の再分布試験結果

めSample-1AR(58GWd/tHM)

Sample-1BR(31GWd/tHM)

1.04×10 22

0.56×1022

照射量 (n/cm 2 )高燃焼度 PWR ウラン燃料、および PWR-MOX 燃料の核種組成の実測データと計算結果との比較を行い、生成量の計算精度を確認した。さらに、線源強度や臨界安

輸送熱、Q* (kcal/mol)

11.0

13.4

拡散係数、D 0 (m 2 /s)

0.73×10 -7

0.63×10-7

固溶限、C (ppm)

1.0×10 4

6.0×104

全評価で重要ではあるが計算精度の低い核種について、
簡易燃焼チェインを作成して感度解析を実施し、計算精⑴

度の向上方法を提案した 1, 2）。

水素再分布試験
試験試料は、20 年間乾式保管した燃焼度 58 および

9-2 乾式貯蔵時の使用済燃料健全性評価

31MWd/kgHM の被覆管の他に、未照射の Zry-4 および低スズ Zry-4 を用いた。試験では、長さ 30mm の被覆管試料の一方の端を 653K（380℃）、もう一方の端を乾式貯蔵方式では、使用済燃料の貯蔵雰囲気がヘリウ

533K（260℃）に加熱して 10 日間保持し、試験後、試ムなどの不活性雰囲気に保持されている場合には、燃料料内の水素濃度を測定した。この水素濃度分布に一致すの健全性が確保されると考えられるが、実際に照射した

るように、水素の輸送熱、拡散係数および固溶限をパラ

燃料棒、または長期間貯蔵や保管した燃料棒に試験を実メータにして、水素の一次元拡散方程式を用いた水素濃施して健全性を確認することが必要である。燃料被覆管

度のフィッティング計算を実施することで、水素の輸送については、水素化物配向の機械的強度への影響など、

熱、固溶限および拡散係数を決定した。表 9-2-1 に、20水素挙動の把握と評価が重要となっている。一方、燃料

年間乾式保管した燃料被覆管の水素再分布試験で得られペレットについては、空気との接触による酸化反応が、た輸送熱などを示す。照射後 20 年間保管した被覆管の燃料健全性に影響を与える現象として考えられてい輸 送 熱 は、 未 照 射 被 覆 管 の 輸 送 熱（4.6 ～ 9.7（kcal/

る。そのため本研究では、20 年間乾式（空気）保管

mol））に比較して大きくなった。また、未照射被覆管した燃料被覆管を用いた水素再分布試験およびペレットの水素の輸送熱と文献値との比較から、フィッティングの酸化挙動試験を実施し、燃料健全性に与える影響を評

計算の妥当性を確認した。

1, 2）

価した。

本試験で得た結果および文献値との比較から、照射後

本研究は、経産省原子力安全・保安院からの受託研究として実施した成果の一部を利用している。

20 年保管した被覆管の固溶限は、未照射被覆管と同程度であるが、拡散係数は、未照射被覆管に比較して同程
度 か 小 さ い 結 果 と な っ た。 ま た、Sample-1AR と9-2-1 燃料被覆管軸方向の水素の再分布

3）Sample-1BR では、照射量が約２倍異なるにもかかわらず、拡散係数に対する影響は少ない結果となった。

本試験では、20 年間乾式保管した燃焼度 58MWd/
kgHM、および 31MWd/kgHM の脱ミートした PWR-⑵

計算による 40 年間乾式貯蔵後の水素分布

第９章

UO2 被覆管を用いた水素再分布試験を実施し、これま20 年間乾式保管された 2 本の被覆管について、水素で照射被覆管についてほとんどデータがなかった水素の再分布試験で取得した水素の輸送熱、固溶限および拡散

輸送熱、固溶限、拡散係数を求めた。さらに、これらの係数を用いて、さらに、米国で実際に測定した乾式貯蔵

パラメータを用いて 40 年間乾式貯蔵した場合の燃料被中の使用済燃料の温度分布に、貯蔵中の崩壊熱の減少を

覆管の軸方向の水素分布を計算で求めた。

考慮して、40 年間乾式貯蔵した後の燃料棒軸方向の水素分布を一次元拡散方程式を用いて計算した。
図 9-2-1 に、燃料棒下端から上部への水素濃度分布の128ラックなどの小さな欠陥がある場合には、条件によって400
40 年後（計算）

水素濃度（ppm）

350

はペレットと空気が接触して、UO2 → U4O9 → U3O8 の初期水素分布酸化反応が進展する可能性がある。酸化反応によって
U3O8 が生じると、燃料体積が 30% 以上増加するため、

300

小さな初期欠陥が拡大して燃料棒の破損に至る可能性が250あるとされている 4）。本研究では、燃焼度 65 および50MWd/kgHM の ウ ラ ン 燃 料 を 用 い た 300 ℃ お よ び

200

350℃の酸化特性試験を実施した。

150

⑴

100
50

酸化特性試験 5）
使用済燃料ペレット片を 12 個のセラミック製るつぼ

0に分割してセットし、電気炉で 300℃および 350℃の加50 100 150 200 250 300 350 400
燃料上端からの位置（cm）

燃料上端

図 9-2-1

熱した状態で空気を流して、適宜、試料るつぼごと酸化

燃料下端

反応の進展に伴う重量増加を測定した。また、一部の試料は酸化形態を決定するため X 線回折（XRD）測定を計算で求められた 40 年乾式貯蔵後の軸方向水素濃度分布実施した。

計算結果を示す。図から、燃料棒の両端部分でやや水素⑵

ペレットの酸化挙動 5）濃度が増加するが、燃料被覆管全体では水素の初期分布

図 9-2-2 に、燃焼度 65 および 50MWd/kgHM の試料からの移動による変化は少なく、被覆管の特性変化も少の酸化に伴う重量変化を示す。重量が 4％増加した時点ないと判断され、貯蔵中の被覆管の健全性に与える影響

で、UO2 が 100％ U3O8 に酸化している。UO2 から U4O9は小さいと判断される。

への酸化反応は燃料母材の酸素の拡散で進展し、生成した U4O9 相から U3O8 が核生成すると考えられている。

9-2-2 燃料ペレットの酸化挙動

図から、300℃では燃焼度の違いによる酸化挙動の大きな差異は見られない。350℃では重量変化約 2.4% 増加

乾式貯蔵キャスクに使用済燃料を収納して、キャスク（U4O9 の生成に対応）するまでは燃焼度による違いは見から内部の水を除去する際やキャスク・キャニスタの密られないが、2.4％以上では 65MWd/kgHM の試料で酸封性が破れた場合に、燃料被覆管にピンホールやヘアク化の進展が速く、また、高温ほど酸化の進展が速くなっ

55

重量変化（%）

4

3
2
1
0

65MWd/kgMH
200

400

600

時間（hr.）

8002
1

50MWd/kgMH
0

3

1000

0

50MWd/kgMH
65MWd/kgMH050（a） 300℃

図9-2-2

第９章

重量変化（%）

4

100

150

200

250

300

時間（hr.）（b） 350℃

酸化挙動の燃焼度および温度依存性

電中研レビュー No.55 ● 129

た。高燃焼度燃料ほど核分裂生成物の蓄積などによって

参考文献

酸化の進展が遅くなると報告されているが、本試験結果

9-1から、燃料組織の変化も酸化の進展に大きな影響を与え

1） A. Sasahara, T. Matsumura, G. Nicolaou, Y. Kiyanagi：
Isotopic Analysis of Actinides and Fission Products in

ることが分かった。

LWR High Burn-up UO2 Spent Fuels and Its
Comparison with Nuclide Composition Calculated

9-2-3 まとUsing JENDL, ENDF/B, JEF and JEFF, J. Nucl. Sci.

め

20 年間乾式保管した燃焼度 58 MWd/kgHM、およびTechnol., Vol.45, No.4, pp. 313-327, 2008.
2） A. Sasahara, T. Matsumura, G. Nicolaou, Y. Kiyanagi：
Chemical Isotopic Analysis of Fission Products in
PWR-MOX Spent Fuels and Computational Evaluation

31MWd/kgHM の PWR-UO2 被覆管を用いた水素再分布

Using JENDL, ENDF/B, JEF and JEFF, J. Nucl. Sci.

試験を実施し、これまで照射被覆管についてほとんど

Technol., Vol.45, No.5, pp.390-401, 2008.

データが取得されていなかった水素の輸送熱、固溶限、拡散係数を求めた。これらのデータを用いて、40 年間乾式貯蔵した場合の燃料被覆管軸方向の水素分布を計算で求めた。その結果、燃料被覆管全体では水素の初期分
布からの移動による変化は少なく、貯蔵中の被覆管の健全性に与える影響は小さいとの評価結果になった。また、
燃焼度 65MWd/kgHM および 50MWd/kgHM のウラン燃料を用いた酸化特性試験を実施し、試験結果から、燃焼度の他に燃料ペレット組織の変化も酸化の進展に大きな影響を与えることが分かった。

9-2
1） U.S. NRC：Potential Rod Splitting due to Exposure toan Oxidizing Atmosphere during Short-term Cask
Loading Operations in LWR or Other Uranium Oxide
Based Fuel, Interim Staff Guidance-22, May 2006.
2） F. Feria, L. E. Herranz：UO2 Oxidation under Dry
Storage Conditions: From Data Gaps to Research
Needs, 2008 Water Reactor Fuel Performance Meeting,Oct 19-23, 2008, Seoul, Korea.
3） 笹原昭博、松村哲夫：乾式貯蔵時における使用済燃料被覆管中の水素移動量評価、電力中央研究所研究報告
L05005、2006 年 7 月 .
4） TU Annual Report 1995 (EUR 16368 EN).
5） 笹原昭博、松村哲夫、D. Papaioannou：使用済燃料の貯蔵時の健全性評価試験（5）−使用済 UO2 燃料の酸化反応特性−、日本原子力学会「2003 秋の大会」予稿集、p.446、2003 年．

第９章
130

第10 章

輸送
送技
按術

10-1

輸送キャスク緩衝体用木材の高温圧潰特性………… 132

10-1-1目

的10-1-2

緩衝材の圧縮試験

10-1-3

緩衝材の吸収エネルギーの温度・ひずみ速度
依存性
既存のキャスクへの影響評価

輸送容器密封ゴムシールの耐久性試験・評価……… 133

10-3

海上輸送における仮想海没時の環境影響評価……… 135

10

章

10-2

第

10-1-4

10-1 輸送キャスク緩衝体用木材の高温圧潰特性根拠が十分ではない。
本節では、我が国で実績のあるキャスクに使用されている緩衝材用木材を対象として、その圧潰特性の温度と10-1-1目

的

ひずみ速度依存性を実験的に明らかにするとともに、それらの特性がキャスクの落下時の衝撃挙動に及ぼす影響

既存の放射性物質輸送容器の緩衝体（図 10-1-1）にを評価した 2）。

使用される材料（以下、緩衝材）には、木材が使用されている。輸送規則に定められる落下試験要件においては、

10-1-2

緩衝材の圧縮試験

常温の緩衝材物性値を使用する場合が多い。しかし、木材の圧潰特性には温度依存性があり、高温時には緩衝材

表 10-1-1 に、圧縮試験条件を示す。３種類の緩衝材の強度が低下するため、衝撃荷重を受ける時の変形量が用木材（オーク材、バルサ材、ファープライウッド材）

過大となり、緩衝体としての機能が喪失する可能性があを対象として、円柱試験体（直径 60mm ×高さ 80mm：

る。一方、高温時の緩衝材の物性値については、米国農

図 10-1-3） を 恒 温 槽 内 に お い て、 一 定 温 度（20 ～

務省のデータ 1）（図 10-1-2）があるものの、木材の種類

80℃）で所定の含水率（10％以下）となるまで養生したは明らかにされておらず、設計に用いるデータとしては後、変位速度をパラメータ（0.1 ～ 1000mm/sec）とした材料試験に供し、圧縮時の応力 - ひずみ曲線を取得し
た。

下部緩衝体

上部トラニオン

表 10-1-1 圧縮試験条件

上部緩衝体

材

下部トラニオン

燃料集合体

オーク・バルサ・
ファープライウッド

載荷方向

繊維・繊維垂直試験片寸法

直径 60mm × 高さ 80mm

含水率

10％以下

載荷速度

0.1、10、1000mm/sec（拘束条件）

試験温度

20℃、50℃、80℃

図 10-1-3

緩衝材の圧縮試験の概要

輸送キャスクの例 1）

相対圧縮強度（％）

図 10-1-1

種

第
章

10

温度（℃）

図 10-1-2

132

節無し天然木材の圧縮強度の温度依存性 1）

10-1-3

緩衝材の吸収エネルギーの温度・ひずみの変形による吸収エネルギーは、常温（20℃）の場合に

速度依存性

比べ、材種や繊維方向、試験体の変位速度によらず、50℃では 80 ～ 90％まで、80℃では 70 ～ 80％まで低下

図 10-1-4 に、衝撃載荷試験（載荷速度：1000mm/s）

することが判明した。また、材料試験によって得られたで得られた緩衝材の公称応力－公称ひずみ関係と、吸収

応力 - ひずみ曲線から、高温（80℃）においてもひずみエネルギーの温度とひずみ速度依存性の例を示す。木材

速度依存性があり、10/sec で約 1.2 倍の強度上昇が見られた。これらの結果をもとに、木材ごとに多直線近似の

140

圧潰応力σc（MPa）

120
100
80

σc

140

応力－ひずみ関係、および圧潰強度上昇倍率の定量化を120行い、解析コード LS-DYNA 入力用データとした。

100
Ea
80

60

60

40

40

20

20

0

0
0

10

20

単位体積当たり吸収エネルギーEa（J/cm3）

温度20℃
温度50℃
温度80℃
温度20℃
温度50℃
温度80℃

30
40
50
ひずみ（％）

60

10-1-4

緩衝材の材料としてファープライウッドを適用した既存のキャスクを対象として、解析コード LS-DYNA により、緩衝体の温度をパラメータとした 9 ｍ落下衝撃解析を実施した。図 10-1-5 に、実機輸送キャスクへの影
響解析の例を示す。ひずみ速度を考慮しない常温の材料

70

特性を用いた解析結果に比べ、高温（80℃）による強度低下と、落下時に想定されるひずみ速度（10/sec）にお40
単位質量当たりの吸収エネルギー（J/g）

既存のキャスクへの影響評価

ける強度上昇を考慮した材料モデルを用いた場合には、ひずみ速度による強度上昇

30

緩衝体の変形や輸送容器の衝撃応答加速度に及ぼす材料特性の影響は小さいことが判明した。

20

温度による
強度低下

10-2 輸送容器密封ゴムシールの耐久性試験・評価

ひずみ速度0.001/s

10

0.1/s
10/s

⑴

0

図 10-1-4204060
養生温度（℃）

80

100

はじめに
海外からの輸送システムについては、運用の観点から輸送容器の気密漏えい検査間隔の長期化が望まれている。

緩衝材の公称応力 - 公称ひずみ関係と吸収エネルギーの温度・ひずみ速度依存性（ファープライウッド材・繊維方向）

電気事業では、過去に高レベル返還ガラス固化体用の輸送容器について密封性能データの蓄積などを図り、検査

ケース１

変位（mm）

0

20℃静的

ケース2

80℃静的

ケース3

80℃静的＋ひずみ速度効果

第（LS-DYNA による 9m 水平落下解析例）
時間（msec）

実機輸送キャスクへの影響解析（輸送容器の 9ｍ水平落下）

電中研レビュー No.55 ● 133

10

章

図 10-1-5

の間隔の長期化を図った経緯がある。この度の MOX 新

真空放置試験用試験孔

燃料輸送用輸送容器についても、同様に密封性能データ

熱電対設置孔

400mm

40mm

の蓄積を図り、気密漏えい検査の間隔の適正化を図るこ

40mmとが望まれている。
このようなことから、輸送容器への燃料装荷から取り250mm

図 10-2-1

蓋密封部試験体の概要

出しまでの期間の長期化に対応するため、容器密封部ガスケットの長期健全性を評価した。
約240mm

フープ径：約240mm⑵

評価方法
本研究では、輸送容器密封部の温度を 70℃、燃料装

断面径 約φ10mm

荷から取り出しまでの最大期間を５年と設定した。密封
性能の長期健全性は、ガスケットの応力緩和特性に依存

図 10-2-2

ガスケット試験体の概要する。本来、70℃の環境下で５年間の応力緩和試験が実施できれば望ましいが、時間的制約などの状況から、過去に当研究所で適用性を確認している温度と時間の関数として与えられるラーソン・ミラー・パラメータ（LMP）と加熱促進試験を適用し評価を行った 1）。
真空放置試験

LMP = T（C + log t）

ガスケット径測定

図 10-2-3

ここで、T：温度（K）、C：Constant（＝ 11）、t：時間（hr）

試験の状況

ガスケット

d0

⑶

加熱促進試験

⒜

試験条件

加熱前

d1
加熱中

d2
加熱後

ガスケット取り付け溝

図 10-2-4

蓋密封部を模擬した約 1/5 スケールの試験体と、実際永久変形率の容器に用いられるフッ素とエチレンプロピレン系ゴムの２種類のガスケットを用いた。図 10-2-1 および図 102-2 に試験体を示す。

Dp =加熱温度と期間は、70℃の環境下で５年間という条件

d0-d 2d0 -d1×100(%)に対応する LMP（=5367）に対して、その値を包含した LMP を与えるいくつかの加熱温度（80℃～ 150℃）と期間（18 時間～ 5000 時間）の組合せを設定した。
⒝

評価項目

⑷

試験結果
加熱の前後で測定した漏えい率（10-8 ～ 10-7 Pa・m3/s）に変化は見られず、MOX 新燃料輸送容器の密封性

第加熱中の温度のモニタリングを行うとともに、密封性能は、70℃の条件下で５年間に相当する環境に曝された能の指標として、安全解析などに使用される漏えい率をとしても健全性を示すものと判断される。また、図 10-加熱の前後で測定した。図 10-2-3 に試験の状況を示す。

2-5 に示すように、70℃の環境下で５年（LMP=5367）

また、加熱によるガスケットの劣化の程度を把握するに相当する永久変形率は、フッ素系ゴムおよびエチレン

ため、永久変形率 Dp（この値が大きい程ヘタリが大きプロピレン系ゴムガスケットともに、通常、密封界といいことを意味する）を求めた（図 10-2-4）。

われる 75% ～ 80%2）に比べ十分小さな値となっており、最大でもエチレンプロピレン系ゴムガスケットで 40％章10程度であった。

134

ついては、IAEA の定めた「放射性物質安全輸送規則」

100に安全基準が策定されている。同規則には、輸送容器の90
永久変形率（%）

80

技術基準、品質保証計画などが規定され、放射性物質輸7060送を行っている世界各国は、この規則を国内法制化する50ことにより、放射性物質の国際輸送の安全を確保してき

40
30

ている。

20
10
0
5000

MOX 新燃料、高レベル放射性廃棄物、使用済燃料な
5200

5400

5600

5800

6000

LMP

て、200m の耐圧試験が課されているが、海洋中への漏永久変形率（%）（a） フッ素系
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
5000

どの放射性物質を対象とした輸送規則の特別要件においえいを認めないものではない。輸送規則の Advisory
Materials において、「海没した輸送物を回収しなかった
場合でも、影響は無視できる程度。可能な限り影響を小さくするために、105A2 注 1） 値以上の B 型輸送物に対しては、200m 浸漬試験（１時間）を課するべきである。
200m 以浅からの回収は可能であり、望ましい。溶存の

5200

5400

5600

5800

6000

LMP

（b） エチレンプロピレン系

図 10-2-5

永久変形率と LMP

放射性物質は漏えいするが、固体の放射性物質は容器内に保持される。この状況は回収の際に有利である。回収が完了するであろう 1 年間は、上記の状態が維持される。」との記述がある。つまり、輸送規則においては、海没した輸送物からの漏えいがあったとしてもその影響

10-3 海上輸送における仮想海没時の環境影響評価は小さいとされている。しかし、どの程度の影響であるかを評価する必要がある。
1977 年に米国バッテル研究所、1978 年に当研究所 1）において、海没時の影響評価研究が実施された。これら

プルサーマルの進展、六ヶ所の再処理施設などの運開の影響評価においては、使用済燃料輸送物を対象に、内に伴い、電気事業に関連する放射性物質（MOX 燃料、

容核種の漏えい率を設定した上で、海洋中における拡散

高レベル放射性廃棄物、使用済燃料）の国と国の間、お現象を解析的に評価することによって、海洋中の核種濃よび国内の海上輸送の増加が予想されており、海上輸送度を求め、その値から被ばく線量評価を実施している。

の安全性に対するより一層の説明が求められている。特その後、海没時の影響を輸送物ごとに評価する必要があに、国間の海上輸送においては、原子力発電事業に直接るという観点により、主に当研究所において、1992 年

関係のない沿岸諸国の関心が高い。

に PuO2 パウダー 2）、1995 年に高レベル放射性廃棄物 3）、

MOX 新燃料、高レベル放射性廃棄物、使用済燃料な1999 年に MOX 新燃料 4-6）に対する海没時の影響評価を

どの放射性物質の海上輸送に使用する運搬船の構造・設実 施 し て き た。 こ れ ら の 結 果 は、2000 年 の IAEA

備については、IMO（国際海事機関）において INF コー

TECDOC1231 にも取りまとめられている 7, 8）。
海没時の影響評価は、輸送物から海洋中への内容核種においても、同コードを反映した技術基準が運輸省海上の放出率の評価、海洋中の核種濃度評価、海産物の摂取

技術安全局（現国土交通省海事局）から通達されている。

などを通じた公衆の被ばく線量評価から構成される。内これらの安全基準には、通常の船舶の安全基準に加えて、容核種の放出率の評価方法と海洋中の核種濃度評価方法

構造面では耐衝突構造・耐座礁構造などが、設備面ではの違いにより、水深 200m 海域以下の大陸棚を対象としけることが定められている。また、放射性物質の輸送に

注１）輸送物に収納できる放射能を示す指標

電中研レビュー No.55 ● 135

10章

非常時ちょう水装置、固縛装置・自動衝突予防装置を設第ドと呼ばれる特別の安全基準が策定されている。我が国

（unit/m3）（unit/m3）

×から1unit/年でトレーサを放出、▽は最大濃度の発生地点

図 10-3-1

×から1unit/年でトレーサを放出、▽は最大濃度の発生地点

沿岸域モデルの評価結果の一例

図 10-3-2

大洋域モデルの評価結果の一例

た空間スケール～ 1000km 程度の沿岸域、および水深数域に対する評価が可能となった 14）。また、当研究所では、千 m の深海域を対象とした全球の空間スケールの大洋

大洋域に対し米国大気研究センター（National Center

域のケースに分ける。

for Atmospheric Research, NCAR） を 中 心 と し た

海洋拡散現象の予測には不確定要素が多いため、過去

Community Climate System Model（CCSM）グループの評価においては、海洋中の放射性物質濃度の概略値をに よ っ て 開 発 さ れ た Parallel Ocean Program（POP）

求めることが目的であった。近年、海洋拡散現象を評価

モデルを用いた手法を開発した（図 10-3-2）15）。これにするための海洋大循環モデルが、地球温暖化問題のため

より、フォールアウトの再現計算によって検証しているの気候モデル研究と大型計算機の進展により、大幅に改再現性が向上した 16）。

良されてきた。

最新の海洋学の知見に基づき、放射性物質輸送物の万

現状の輸送量においては、輸送船１隻あたりの積載量が一の海没時、どの程度の影響がどの海域に現れるかをが小さいので、海没時の影響は、海洋拡散による希釈効

予測できる解析手法を開発した。輸送量の増加に伴い、果によって無視できるほど小さくなることが確認されてさらに必要となる PA 活動における安全性説明資料としいる 7, 8）。しかしそれに加え、濃度影響がどの海域にどて用いられることが望ましい。

の程度広がるかを予測できる海洋モデルによる評価は、
安全性説明資料として有益である。

また、本研究で開発した海洋中の核種濃度評価手法の詳細版を、福島第一原子力発電所から漏洩した 137Cs の当研究所では、海洋大循環モデルを用いて、仮想海没

海洋拡散シミュレーションに適用し、137Cs の海洋への時の海洋中の核種濃度評価手法を沿岸域および大洋域に

直接漏洩量および海洋中の濃度分布を推定した 17, 18）。

対して開発してきた 9, 10）。それらの結果により海没時の影響評価を行う 11）とともに、大気圏核実験などによる

参考文献

放射性降下物（フォールアウト）の海洋分布の再現計算

10-1

にも用いた

1） Forest Products Labo.：Wood Handbook wood as an。フォールアウトの再現計算においては、

12, 13）

観測値との比較を行い、再現性の検証を行った。
その後、海洋大循環モデルの進展にあわせ、当研究所

FPL-GTR-113, 2003
2） 白井孝治、南波宏介、三枝利有：緩衝材用木材の圧潰特でも手法の改良を続けている。沿岸域を対象に、米国性評価－温度（80℃以下）とひずみ速度の影響－、電力

Rutgers University を 中 心 に 開 発 さ れ た Regional

第
章

10

engineering material, U.S. Department of Agriculture,

中央研究所研究報告 N08074、2009 年 6 月．

Ocean Model System（ROMS）を用い、日本周辺海域

10-2を対象とした海洋流動評価手法を開発した（図 10-3-1）
。

1） 加藤

これにより、これまで評価対象外であった太平洋沿岸海136

治、三枝利有：輸送キャスクの密封装置の耐熱限界性能の評価、電力中央研究所研究報告 U97101、1998
年 3 月．

2） バルカーレビュー：原子力用非金属シールの環境劣化と寿命の予測、第 44 巻、第 6 号、2000 年．

10）津旨大輔、丸山康樹：日本海における海洋中核種濃度評
価手法の開発、電力中央研究所研究報告 U00040、p.26、2001 年 3 月．
11）D.Tsumune, T. Saegusa and C. Ito：Assessment for

10-31） T. Nagakura, Y. Maki and N. Tanaka：Safety

radiological impact of irradiated nuclear fuel package

evaluation on transport of fuel at sea and test program

sunk in marine environment, Packaging, Transport,

on full scale cask in Japan, PATRAM’78, 1978.

Storage and Security of Radioactive Material, 18,2） Science and Technology Agency Japan (STA)：Study
to develop the system of transportation of plutonium

pp.123-129, 2007.
12）D.Tsumune, M. Aoyama, and K. Hirose：Behavior of-The case study for dose assessment-, 1992, in

137

Japanese.

general circulation model, Journal of Geophysical3） N. Watabe, Y. Kohno, D. Tsumune, T. Saegusa and H.
Ohnuma：An Environmental Impact Assessment for

Cs concentrations in the North Pacific in an ocean

Research, 108(C8), 3262, doi:10.1029/ 2002JC001434,
2003.

Sea Transport of High Level Radioactive Waste,

13）D.Tsumune, M. Aoyama, and K. Hirose,：NumericalInternational Journal of Radioactive Materials

simulation of 137Cs and 238,240Pu concentrations by an

Transport, 7, pp.117- 127, 1996.

ocean general circulation model, Journal of Environ-4） 津旨大輔他：MOX 新燃料の輸送時安全性評価－輸送物の仮想海没時被ばく線量評価－、電力中央研究所 研究
報告 U98029、1999 年 7 月 .

mental Radioactivity, 300, pp.958-961, 2003.
14）坪野考樹、津旨大輔、三角和弘、吉田義勝：地域海洋モ
デル ROMS を用いた物質拡散の計算法、電力中央研究

5） D. Tsumune, T. Saegusa, H. Suzuki, K. Maruyama, C.

所研究報告 V09040、2010 年 5 月．

Ito and N. Watabe：Estimated Radiation Dose From a15）津旨大輔、坪野考樹、三枝 利有：放射性物質輸送物のMOX Fuel Shipping Package that is Hypothetically

仮 想 海 没 時 の 影 響 評 価、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告Submerged into Sea, International Journal ofRadioactive Materials Transport, 11, pp.239-253, 2000.

V09041、2010 年 5 月．
16）Tsumune, D, M. Aoyama, K. Hirose, F. O. Bryan, K.

6） D. Tsumune, T. Saegusa, H. Suzuki, K. Maruyama, C.

Lindsay and G. Danabasoglu：Transport of 137Cs to

Ito and N. Watabe：Study on Transport Safety of

the Southern Hemisphere in an ocean general

Fresh MOX Fuel -Radiation Dose from Package

circulation model, Progress in Oceanography, 88,

Hypothetically Submerged into Sea, CRIEPI Report,
EU98003, 1999.

doi:10.1016/ j.pocean. 2010.12.010, 2011.
17）津旨 大輔、坪野 考樹、青山 道夫、廣瀬 勝巳 : 福島第7） IAEA：Accident severity at Sea during transport of

一原子力発電所から漏洩した 137Cs の海洋拡散シミュ

Radioactive Material, IAEA TECDOC 1231, p.180, 2000.

レーション、電力中央研究所研究報告、V11002、2011

8） D. Tsumune, T. Saegusa, H. Suzuki, N. Watabe, H.

年 11 月．

Asano, K. Maruyama and Y. Kinehara：Dose

18）Tsumune, D., T. Tsubono, M. Aoyama and K. Hirose,

Assessment for the Public due to Packages Shipping

2011. Distribution of oceanic 137Cs from the Fukushima

Radioactive Materials Hypothetically Sunk on acontinental shelf, International Journal of Radioactive

Daiichi Nuclear Power Plant simulated numerically bya regional ocean model, Journal of Environmental

Materials Transport, 11, pp.317- 328, 2000.

Radioactivity, 10. 1016/ j. jenvrad. 2011.10.007, 2012.

9） 津旨大輔、丸山康樹、三枝利有、鈴木浩：海洋大循環モデルを用いた海洋中核種濃度評価手法の開発、電力中央研究所研究報告 U99007、1999 年 9 月 .

第章

10
電中研レビュー No.55 ● 137

と

め

第11章

研究成果の反映と
今後の展望

11-1

研究成果の反映………………………………………… 140

11-1-1

低レベル放射性廃棄物処分

11-1-2

高レベル放射性廃棄物処分

11-1-3

使用済燃料等の輸送・貯蔵技術

11-2

まとめと今後の展望…………………………………… 142

章

ま

第Ⅳ部 第

第Ⅳ部

11

第
第Ⅳ部章第

11

章

11

11-1

研究成果の反映

よびベントナイト系材料には、処分される放射性核種の特性（半減期など）に応じた長期的な核種移行抑制機能

11-1-1

低レベル放射性廃棄物処分（核種の生活圏への移行を極力遅延させる機能：低透水・低拡散性、収着性、低溶出性）が求められる。

第 1 章で述べたように、原子力発電所の運転に伴って廃棄体溶融処理技術に関して、第 5 章で示したプラズ発生する低レベルの放射性廃棄物の処分は、低レベル濃マ溶融技術を用いた低溶出性が期待できる廃棄体製造技

縮廃液をセメントなどにより固化した第１号の埋設施設術を開発・提案するとともに、溶融時の核種挙動などのが 1992 年より、また、定期検査などによって発生する廃棄体性能特性を明らかにした。これらの成果は、電気

金属類、塩ビなど、固体状廃棄物（いわゆる、雑固体廃事業におけるプラズマ溶融による低レベル放射性雑固体

棄物）を対象とした第 2 号の埋設施設が 2000 年より、廃棄物の固化処理の実用化や、その後の技術指針策定な操業を開始している。さらに現在、国などを中心として、どに反映された 2）。

上述した廃棄物よりも比較的放射能レベルが高い高 bg

また、放射性廃棄物処分施設を構成するセメント系材

廃棄物などを対象とした次期フェーズの低レベル放射性料およびベントナイト系材料に関して、期待される核種廃棄物に関して、50m 以深（おおむね 100m 程度まで）移行抑制機能のうち低拡散性、低透水性に影響を与えるのやや深い地中におけるトンネル方式による埋設処分施要因のメカニズムを解明し、その長期的な挙動と影響を設（いわゆる、余裕深度処分）の検討がなされている。

評価するために、第 3 章および第 4 章で示したセメント

当研究所では、埋設処分以前の海洋投棄処分が検討さ

系材料およびベントナイト系材料を対象とした各種耐久

れていた頃から、低レベル放射性廃棄物処分技術の研究

性試験および解析モデルの開発を行ってきた。
いずれの成果も、日本原燃および電気事業による低レに長年取り組んできており、安全な処分技術として、前レビューでも示した内容に加えて、２章から５章ま

ベル放射性廃棄物処分施設の計画立案、設計、評価や技でに紹介した研究を実施してきている。当研究所が技術術報告書などへ反映され、処分事業の円滑な推進に貢献

開発面でかかわってきたバックエンド事業支援研究の特

している。

1）

徴は、①事業の円滑な推進のための技術開発（事業化支援研究）、②学会標準 ･ 基準・指針の策定への研究成果⑵

学会標準などへの研究成果の反映の提供（学術貢献）などを通じての社会貢献であり、国上述のような技術開発成果をもとに、余裕深度処分な内外の情勢を踏まえて先取り的に研究を提案・実施してどの低レベル放射性廃棄物処分に関する原子力学会によきた。

る学会標準（民間規格）の策定、土木学会による技術報

これらの特徴を踏まえて、当研究所が実施した研究成
果の主な活用事例を以下に示す。

告書の取りまとめ・公表、および国における安全審査指針の改定などに協力・貢献してきた。表 11-1-1 は、当研究所の研究成果が反映されている国の指針、学会にお⑴

事業の円滑な推進のための技術開発

ける民間規格や技術報告書などの一覧である。

低レベル放射性廃棄物処分施設では、放射性廃棄物がさらに、第 3 章における処分施設の検査技術、および封入された容器（ドラム缶など）を、セメント系材料お第 4 章のリスク論的安全評価に関する検討などを進展さよびベントナイト系材料を用いて建設された処分施設にせることにより、低レベル放射性廃棄物処分におけるよ

収納し埋設する。このため、放射性廃棄物を封入した廃り信頼性のあるシステムの構築をめざして研究を進めて棄体（放射性廃棄物とそれを封入した容器および充填物いる。

の全体を示す）と処分施設を構成するセメント系材料お

140

第
章

11
表 11-1-1

電力中央研究所が作成・策定に貢献した国・学会の規格・技術報告書の一覧
当研究所が作成・策定に貢献した国・学会の民間基準・技術報告書等

原子力安全委員会（社）日本原子力学会（社）日本原子力学会（社）土木学会時

2010年８月

学会標準「余裕深度処分の安全評価手法」

2009年５月発行

学会標準「余裕深度処分対象廃棄体の製作に関わる基本的要件」

2009年12月発行

学会標準「トレンチ処分施設の施設検査方法」

2011年２月発行

学会標準「低レベル放射性廃棄物の埋設地に係る埋戻し方法及び施設の管理方法」

2009年度末

学会標準「収着分配係数の測定方法 - 浅地中処分のバリア材を対象としたバッチ法の基本手順」

2002年10月

学会標準「クリアランスの判断方法」

2005年７月

学会標準「収着分配係数の測定方法‐深地層処分のバリア材を対象とした測定方法の基本的手順」、および技2006年８月
術レポート
学会標準「返還廃棄物の確認に関する基本的考え方」

2007年３月

エネルギー委員会「低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分に関する研究小委員会活動中間報告会」中間報告書

2008年１月

エネルギー委員会「余裕深度処分の安全評価における地下水シナリオに用いる核種移行評価パラメータ設定の2008年６月公表
考え方」
エネルギー委員会「余裕深度処分における地下施設の設計及び品質管理、検査の考え方」

11-1-2期

第二種廃棄物埋設の事業に関する安全審査の基本的考え方

高レベル放射性廃棄物処分

2009年７月公表

会議」に協力研究機関として参画し、当研究所の研究成果などを踏まえて、我が国としての総合的な地層処分基

原環機構では、高レベル放射性廃棄物地層処分の処分

盤技術開発の推進に貢献している 4）。

地選定を、最終処分法 3） に基づき、次のような３つのステップで進めていくこととしている。

⑵

概要調査における調査・評価技術の体系化①

概要調査地区の選定

原環機構との共同研究として、当研究所横須賀地区に②

精密調査地区の選定

おいて概要調査段階で必要となるボーリング調査技術の③

最終処分施設建設地の選定

実証試験を行い、概要調査で必要なボーリング調査技術

当研究所では、原環機構による最初の段階の概要調査の適用性を確認し実施手順を構築した。また、当研究所地区選定（上記①）に向けての事業推進を支援するととを含めて国内における既往調査技術を調査・分析、取りもに、次の精密調査地区選定段階に備えての技術課題をまとめなど行った結果に基づき、本レビュー 2-5 で述べ中心に技術開発を進めてきている。これまでの研究成果たように、概要調査における調査・評価の方法と手順をの活用の主な事例を以下に述べる。

総合的に検討して体系化したフローを提示した。これは、原環機構による今後の概要調査の実施においての活用が⑴

概要調査・精密調査に向けての基盤技術開発期待される。

我が国の高レベル放射性廃棄物地層処分に必要な基盤技術の開発（地層処分対象の TRU 廃棄物も対象に含む）⑶

サイト選定に関わる地質環境

は、JAEA による基礎基盤研究（科学的視点）と、経産高レベル放射性廃棄物処分地選定の概要調査地区選定

省エネ庁による地層処分調査事業としての高度化・実用や精密調査地区選定に際しては、各段階における地質環化研究（工学的視点）を二つの柱として進められている。

境の長期安定性（隆起・侵食、海水準変動、火山など）

当研究所は、第２章でも述べたように、JAEA との共同に関する調査・評価を行うことになるが、その際の基本

研究や経産省エネ庁委託研究（地層処分調査事業の一的な考え方を土木学会原子力土木委員会地下環境部会に環）に積極的に参画し、コントロールボーリング掘削調

おいて取りまとめ、公表した（「概要調査地区選定時に査技術や地下水年代測定技術など、地質地下水に関わる考慮すべき地質環境に関する基本的考え方」（2001 年 8

当研究所独自の先端的な調査技術を開発してきている。

月））5）。「精密調査地区選定段階における地質環境調査

また、経産省エネ庁主催の「地層処分基盤研究開発調整と評価の基本的考え方」（2006 年 1 月）6） の作成にあ電中研レビュー No.55 ● 141

第
章

11

たっては、当研究所が中心的な役割を果たした。これら⒠の成果は、原環機構により公表された「概要調査地区選

鋳鉄キャスクの ASME 規格化

定上の考慮事項」（2002）に反映されている 。
7）

また、その後の原環機構による報告書「地層処分事業

使用済燃料の輸送・貯蔵兼用キャスクとして、経済的な鋳鉄キャスクの規格を、当所での試験・研究などをもとに、米国機械学会（ASME）規格として制定した。

の安全確保（2010 年度版）－確かな技術による安全な

本成果は、使用済燃料輸送・貯蔵容器の調達の選択肢

地層処分の実現のために－（概要版）」（2012）などにもを広げるとともに、放射性廃棄物の余裕深度処分容器の当所研究成果が多数反映されている 。

設計・許認可に活用される。

11-1-3⑵

輸⒜

使用済燃料輸送キャスクの密封性能に及ぼす地震の8）

使用済燃料等の輸送・貯蔵技術

⑴

貯

蔵

⒜

キャスクの耐震性評価
実物大貯蔵容器などを用いた耐震試験結果に基づき、転倒評価指標と地震力に対する燃料集合体の応答評価手

送

影響評価
新潟県中越沖地震による使用済燃料輸送キャスクの密封性能への影響はなかったことを、蓋部の部分模型試験により明らかにした。

法を提案した。さらに、残余のリスクとして、地震時に本成果は、原子力発電所構内のキャスク輸送の安全性

万が一、建屋が倒壊し、重量物が金属キャスク上に落下確保の根拠として活用された。

し、衝撃荷重が負荷された場合の金属キャスクの密封性⒝

能などを評価した。

MOX 新燃料輸送物ガスケットの耐熱性能評価

これらの成果は、使用済燃料貯蔵施設の安全審査対応
において、地震時の金属キャスクや使用済燃料の健全性

MOX 新燃料輸送物の密封性能の支配因子となるシール材について、加熱による加速試験を行い、密封性能が５年以上維持される見通しを得た。

評価に活用されている。
⒝

キャスクへの飛来物衝撃評価
金属キャスク貯蔵施設に大型航空機が墜落した場合のシビアアクシデントを想定して、キャスクの縮尺模型に
高速飛来物を水平 / 垂直に衝突する試験・解析を行い、キャスク蓋部の密封性能が維持されることを確認した。
本成果は、使用済燃料貯蔵施設に航空機が墜落する仮想

本成果は、MOX 新燃料輸送物の定期点検間隔を５年に延長するための技術的根拠として活用される。
⒞

海没時の環境影響評価
最新の海洋循環モデルを用いて、放射性物質輸送物の仮想海没時の影響評価手法を構築・検証した。
本成果は、軽水炉によるプルサーマル用新燃料輸送の安全性説明資料として準備された。

的な事故時の健全性維持についての PA 資料として活用
される。
⒞

11-2

まとめと今後の展望貯蔵建屋への塩分流入対策
キャスク貯蔵建屋への流入塩分低減技術として、低圧損の塩分除去装置を開発した。
本成果は、沿岸域で空気の自然対流により換気を行う

当研究所は、低レベルおよび高レベルの放射性廃棄物の処分ならびに使用済燃料などの輸送・貯蔵に関する、
我が国におけるいわゆるバックエンド事業の推進を支援

電力施設などの塩分対策にも活用される。

するために、30 年以上にわたり技術開発に取り組んで⒟きている。本レビューでは、最近の約 12 年間における浅地下ボールト貯蔵施設の成立性評価
浅地下に使用済燃料をボールト貯蔵する場合の概念および許認可性を評価した。
本成果は、将来の次世代大容量貯蔵技術として、ボールト貯蔵方式が選択肢として活用されるよう、実用化をさらに促進する。

バックエンド事業を取り巻く国内状況を総括するとともに、当研究所が注力してきた主な研究成果を取りまとめた。
低レベル放射性廃棄物の処分に関しては、すでに青森
県六ヶ所村において、日本原燃による浅地中のピット処分が約 20 年にわたり順調に操業を続けており、近年は

142

第
章

11
放射能レベルがやや高い低レベル放射性廃棄物を対象と年、青森県むつ市において RFS により建設が進められした余裕深度処分の実現に向けて、電気事業などによるている金属キャスク方式使用済燃料中間貯蔵施設の許認

技術的検討とともに、国や学会による指針・民間規格の可申請にも反映されている。さらに、より合理的な貯蔵整備が進展してきた。このような中で、安全審査指針の技術として、コンクリートキャスク、浅地下ボールト、改定などもあり、より長期の処分施設の安全性を評価す

あるいは地下トンネルの方式による貯蔵技術の実用化にる必要性が出てきたことから、処分施設の長期のバリア向けた研究も進展させてきており、今後もそれらの実用性能を考慮した調査・設計・評価・管理技術の信頼性向化を目指した研究を進めていく。

上が重要となってきた。このため当研究所では、地質地

一方、東京電力（株）福島第一原子力発電所で発生し下水などの天然バリア調査評価技術ならびに処分施設のた破損燃料等の取り出し・輸送・貯蔵に関して、これま

設計や人工バリア材料（セメント系、ベントナイト系）

での知見を役立てることができれば幸いと考える。

の長期性能評価のためのデータ蓄積や、リスク論的評価

使用済燃料などの輸送に関しては、プルサーマルの進手法の高度化・確立などを図ってきた。また、それらの展により MOX 燃料の輸送が始まっており、また英国か成果をもとに、学会における民間規格や国による安全審

らの返還ガラス固化体の輸送も始まっている。今後は、査指針の改定などにも反映させてきた。さらに、アーク

使用済燃料や各種の放射性廃棄物の増大も予想されるな

プラズマによる溶融処理技術を開発し、低レベル放射性

ど、放射性物質の大量輸送に備える必要が生じている。

雑固体廃棄物の一括減容処理や除染技術として適用でき

当研究所は、輸送規則を念頭に、上記の新たな原子燃料ることを明らかにした。今後とも、低レベルの各種放射や放射性廃棄物の輸送用容器の耐久性および落下衝撃な性廃棄物の処分事業を安全かつ合理的に実施していくた

どに関わる試験、評価を行い、それらの円滑かつ安全なめに、より信頼性ある技術の確立を目指していく。

輸送を支援していく。

一方、高レベル放射性廃棄物および TRU 廃棄物の地

以上のように、今後もより一層、低レベルおよび高レ層処分に関しては、サイト選定の第一ステップである概ベルの放射性廃棄物処分全般、さらには使用済燃料など

要調査地区選定のための調査区域への自治体からの応募の輸送・貯蔵の分野を含むバックエンド全体の技術蓄積が待たれる状況にあるが、概要調査段階やその次の精密を有する当研究所の特色を生かして、国内外の機関とも調査段階に備えての地質・地下水環境などの調査・評価

密に連携しつつ、我が国のバックエンド事業の推進を技技術の開発・高度化と、総合的調査・評価のための技術

術面から支援していく。

の体系化と手順の構築などが、国や原環機構において

また、これまでに蓄積されてきた放射性廃棄物の処着々と進められている。当研究所は、国や原環機構によ理・処分や使用済燃料等の輸送・貯蔵に関する技術は、る上記の技術開発・体系化などにおいて、コントロール

今後における大きな課題である福島第一原発の廃止措置

ボーリング調査技術や地下水年代測定手法など先端的なや事故由来放射性物質による汚染廃棄物対策の進展に向

地質・地下水環境の調査・評価技術や、隆起・侵食、活けて、その有効活用が各方面から期待されている 9）。

断層、火山などの地質環境長期安定性に関わる調査技術の確立とデータ蓄積を図るなど、高レベル放射性廃棄物

当研究所としても、電気事業の中核的な共同研究機関
として、これらに積極的に貢献していく。

地層処分の事業化準備に反映させてきた。今後も、上述のような観点から、長期にわたる事業化推進を支援して参考文献いくための技術開発を進めていく。

11-1

使用済燃料などの貯蔵技術に関しては、金属キャスクやコンクリートキャスクによる乾式の中間貯蔵技術の確立のために、落下衝撃、密封性、除熱性能、耐震性などの研究を推進してきた。これらの研究成果の多くは、我が国および米国の学会標準、IAEA 国際基準、さらには国の基準・指針などに取り入れられてきており、また近

１）電力中央研究所：原子燃料サイクルバックエンドの確立に向けて、電中研レビュー、No.40、2000 年 11 月．
２）電力中央研究所：アークプラズマとその応用技術－廃棄物処理と材料創製への適用－、電中研レビュー、No.54、2010 年 12 月．
３）特定放射性廃棄物の最終処分に関する法律、平成 12 年
法律第 117 号、2000 年、2007 年 3 月改正．

電中研レビュー No.55 ● 143

第
章

11

４）経済産業省資源エネルギー庁、日本原子力研究開発機
構：地層処分計画を支える技術基盤の継続的な強化－国の地層処分基盤研究開発の成果と今後の展開、地層処分
基盤研究開発調整会議報告会、2007 年 3 月．
５）土木学会 原子力土木委員会 地下環境部会：概要調査地
区選定時に考慮すべき地質環境に関する基本的考え方、
2001 年 8 月．
６）土木学会 原子力土木委員会 地下環境部会：精密調査地
区選定段階における地質環境調査と評価の基本的考え方、

144

2006 年 1 月．
７）原子力発電環境整備機構：概要調査地区選定上の考慮事
項、2002 年．
８）原子力発電環境整備機構：地層処分事業の安全確保（2010 年版）−確かな技術による安全な地層処分の実現のために−（概要版）、NUMO-TR-12-04、2012 年 9 月
９）土木学会 東日本大震災２周年シンポジウム 個別テーマ
セッション８：原発事故由来の放射性物質汚染廃棄物等の対策に貢献する土木技術、2013 年 1 月

おわりに
地球工学研究所長 金谷

近年、温室効果ガスに起因する地球温暖化の問
題や、地震、火山、津波、風雪害などの自然災害の問題が、人間生活に直接的な影響を及ぼす重要な課題として顕在化してきて い る。 と り わ け 2011年 3 月の東日本大地震と引続いて起った大津波は未曽有のものであり、それに起因する東京電力
福島第一原子力発電所事故は我が国に甚大な被害をもたらし、その復旧と復興には長い年月と国一丸となっての取り組みが必要である。電力
中央研究所の中でも、地球工学研究所と環境科学研究所の２研究所からなる我孫子地区においては、主として今日的にもますます重要性が増している“防災”と“環境”という観点から、
自然環境との共生を図りつつ電力施設の建設・保全を行い、電力の安定供給を確保していくた
めの諸課題の解決や新技術の開発に取り組んでいる。中でも重点的に取り組んでいる課題の一つがバックエンド対策である。福島第一原発事
故後において原子力発電の是非がいろいろ議論
されてきているが、いずれにしても放射性廃棄物処分対策の確立は必要である。
これまでに、日本原燃（株）による青森県六ヶ所村の低レベル放射性廃棄物埋設センターでは、
約 20 年にわたり安定した操業が続けられており、今後の新たな埋設施設として、やや放射能レベ
ルの高い低レベル放射性廃棄物を対象とした余裕深度処分などが検討されている。
高レベル放射性廃棄物に関しては、2000 年に最終処分法が制定され、同法律に基づいて設立された原子力発電環境整備機構がサイト選定のプロセスを進めているが、大きな進展はまだ見られていない。地層処分基盤技術の開発については、（独）日本原子力研究開発機構を中核に、当研究所や国内主要研究機関などにより、経済産業省資源エネルギー庁主導のもとに進められ守ている。海外に目を転じると、フィンランドや
スウェーデンでは処分サイトが決定され、2020
年代前半の処分開始に向けて着々と準備が進められている。
一方、社会経済情勢が大きく変化している昨今にあって、再処理施設の受け入れなどにも柔軟に対応できるように、使用済燃料の中間貯蔵の重要性が増してきている。これについては、
む つ 市 に お い て、 リ サ イ ク ル 燃 料 貯 蔵（ 株 ）（RFS）による我が国で初めての敷地外中間貯蔵施設の建設が進められており、2013 年には操業開始の予定である。
地球工学研究所では、上述のような使用済燃料等の輸送・貯蔵や低レベルから高レベルに至る放射性廃棄物処分に対する技術的な検討を、当研究所に附置しているバックエンド研究セン
ターを中心に、国内外の関連機関と協力しつつ、鋭意推進している。
バックエンド事業は、国際的な視野でかつ長期的に取り組んでいく必要のある技術分野であり、当研究所は関係機関と連携し、今後ともバッ
クエンドの確立のための技術開発を着実に進めていく所存である。
本レビューは、最近の約 12 年間における当研究所のバックエンド研究の歩みを取りまとめたものである。これまで水力発電や原子力発電など、各種電力施設の立地調査、設計・建設・操業および安全評価などの幅広い専門分野において蓄積してきた技術力を背景に、使用済燃料等の輸送・貯蔵や放射性廃棄物処分という原子力発電の安定な運転や福島第一原発事故にともなう放射性物質による汚染廃棄物対策の確立にも寄与しており、これらに不可欠な課題に、総合力を発揮して取り組んできた成果が盛り込まれている。本レビューが、今後のバックエンド対策技術の確立に向けて有用な基礎資料となれば幸いである。
最後に、関係各位の益々のご指導とご協力をお願いする次第である。

電中研レビュー No.55 ● 145

執筆分担
巻頭言：東海大学工学部原子力工学科 教授 大江
はじめに：常務理事

横山

速一

１章：河西

基

２章：木方

建造、大山

隆弘、田中

幡谷

竜太、近藤

浩文、長谷川琢磨、

濱田

崇臣、鈴木

浩一、上田

中田

英二、長岡

亨

３章：田中

幸久、新

靖治、

孝一、廣永

圭一、
道彦、

岡田

哲実、澤田

昌孝

４章：塚本

政樹、藤田

智成、杉山

大輔、
弘一、

千田

太詩

５章：天川

正士、足立

和郎、池田

藤原

和俊、古川

静枝、佐々木道也

６章：白井

孝治、竹田

浩文、亘

真澄、

浩文、亘

真澄、

古賀

智成

７章：白井
谷

孝治、竹田

８章：新

純一
孝一、古賀

智成

９章：笹原

昭博

10 章：伊藤

千浩、白井

孝治、津旨

大輔

11 章：三枝

利有、木方

建造、廣永

道彦

河西

基

おわりに：地球工学研究所長

金谷

守

俊昭

河西 基（1979 年入所）
地球工学研究所 バックエンド研究セン
ター センター長 理事待遇
地下水と物質の移行に関する調査技術
や解析手法の開発研究に従事する傍ら、20 数年前には当時の西ドイツへ EC のガ
ラス固化体核種浸出性共通試験プロジェ
クトに参画のため駐在した。その後、２年間ほど日本原燃産業（その後、日本原燃へ統合）へ出向し、初期の低レベル放射性廃棄物処分の事業許可申請にも直接関与した。現在は、放射性廃棄物処分問
題を中心にバックエンド対策に係る当研究所の統括的な推進役を務めている。

木方 建造（1976 年入所）
電力中央研究所 研究アドバイザー
入所以来、電力構造物の立地・建設に関わる地質調査、高温岩体発電に関わる
地化学調査に従事してきた。1995 年から1996 年にかけて、スウェーデン ASPO 地下研究所での国際共同研究に従事し、それ以降、放射性廃棄物処分関連研究に従事する。新しいボーリング掘削・調査技術の開発、高レベル放射性廃棄物処分に関わる研究とりまとめに携わっている。

大山 隆弘（1984 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、土木地質調査でダムや発電所の地盤調査に従事し、岩盤の風化特性の研究などを実施してきた。2002 年にスイスの NAGRA に駐在し、モンテリ地下実験場での地層処分の国際共同研究に参加した。現在は、放射性廃棄物処分施設
周辺の岩盤の地化学特性に係わる研究を進めている。
田中 靖治（1987 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、地下深部の岩盤の水理特性評価試験および地下水流動解析に従事してきた。最近は、主に原位置トレーサ試
験を中心とした岩盤の溶質移行特性評価技術の開発や、
スウェーデンの Äspö 地下
研究施設やフィンランドの Olkiluoto 等で実施された原位置水理試験・溶質移行試
験のモデリングに従事している。
幡谷 竜太（1990 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
原子力発電所ならびに水力発電所の建設に係わる地質調査、第四紀地形・地質、年代測定などの研究に主に取り組んできた。2001 年より高レベル放射性廃棄物処分研究に軸足を移し、主として隆起・侵食の研究を担当している。平成 21 年 7 月
より原子力発電環境整備機構に出向中。

146近藤 浩文（1991 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、高レベル放射性廃棄物の地層処分に係わる火成活動特性評価の研究に従事するとともに、2000 年 12 月から２
年半にわたり原子力発電環境整備機構に出向し、概要調査地区選定上の考慮事項の策定に携わった。最近では、概要調査に向けた調査技術・評価手法の高度化・体系化および実証に取り組んでいる。

長岡 亨（1995 年入所）
環境科学研究所 主任研究員
入所以来、主に放射性廃棄物処分における微生物影響研究に従事してきた。処分環境の酸化還元状態変化に及ぼす微生物影響に関する定量的な評価技術の開発を目指し、室内試験や原位置試験などに取り組んでいる。

長谷川琢磨（1994 年入所）
地球工学研究所 主任研究員
入所以来、地下水流動・物質移行解析、地下水年代測定などに従事し、それぞれの結果の整合性を図ることによる地下水
流動評価の信頼性向上に取り組んできた。
今後、新たな調査方法の開発を試みるとともに、各種調査結果の整合による地下水流動評価の信頼性向上を目指していく。

田中 幸久（1980 年入所）
地球工学研究所 研究参事
入所から 2000 年頃まで砂や砂礫の耐震強度の評価や地震時液状化対策などの研究に従事し、2000 年頃より放射性廃棄物処分におけるベントナイト系材料の物性評価を中心とした、人工バリアに関する課題に従事してきた。ガス移行特性ならびに膨潤・透水特性の評価法、モデル化
ならびに数値シミュレーション法などの研究を実施している。

濱田 崇臣（1995 年入所）
地球工学研究所 主任研究員
入所以来、水力発電所・原子力発電所地点の計画および建設に係わる地質調査に携わってきた。また、最近では、高レベル放射性廃棄物の地層処分に係わる地
質環境長期安定性評価の研究に従事している。

新 孝一（1983 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、原子力・水力発電所地点の岩盤評価、地下発電所空洞の安定性評価に携わってきた。また、斜面安定性の評
価における確率論手法、岩盤初期地圧の測定評価などに関する研究に取り組んできた。今後は、放射性廃棄物処分に関わる長期・大深度といった条件下での岩盤評価の研究に展開していく。

鈴木 浩一（1984 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、電気・電磁波・弾性波などを使って地質構造を可視化する物理探査法の研究・開発に従事してきた。特に、物理探査法により得られた解析断面より、
岩石物理学に基づき地盤の透水性や力学強度の分布を評価することを目指している。最近は、放射性廃棄物処分場を想定した硬質岩盤中の透水性割れ目の連続性を調査する物理探査法に関する研究に着手している。

廣永 道彦（1983 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、一貫して放射性廃棄物処分におけるコンクリートの耐久性研究に従事してきた。現在は、低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設のセメント系材
料の長期耐久性、およびガス透気特性に関する研究に従事するとともに、低レベ
ル放射性廃棄物処分に関わる研究とりまとめに携わっている。

上田 圭一（1988 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、震源断層評価のための活断層評価手法の高精度化や、断層変位に伴う地盤の変形評価手法の確立を目指し、国内外の活断層調査ならびに断層模型実験を実施している。また、原子力発電所地点の基礎岩盤および周辺地域の地質調査に携わっている。

岡田 哲実（1994 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、原子力発電所の基礎岩盤の力学特性に関する調査・試験方法の研究を行ってきた。現在は、高レベル放射性廃棄物処分施設のニアフィールドの挙動評価のため、岩盤の高温下の長期クリー
プ特性に関する研究を進めている。今後
は、ニアフィールドを対象とした模型実験に関する研究を行っていく。

中田 英二（1993 年入所）
地球工学研究所 主任研究員
入所以来、地下水－岩石相互反応に係わる研究に従事してきた。これらの調査技術を水力、原子力等の調査に役立てる
ほか、現在は、海底下炭鉱、モンテリ、幌延、台湾等において、地下水との反応に
より坑道周辺で起こる現象の把握を行っている。

澤田 昌孝（2000 年入所）
地球工学研究所 主任研究員
入所以来、水力発電所の岩盤構造物の変形・安定性評価に従事してきた。現在は、高レベル放射性廃棄物処分に関する研究では、ニアフィールドを対象とした
熱・水・応力・化学連成解析コードの開発に取り組んでいる。

電中研レビュー No.55 ● 147

塚本 政樹（1982 年入所）
原子力技術研究所 研究参事
放射性廃棄物地層処分時の核種移行挙動予測手法や処分システム安全性研究に従事し、ガラスの浸出性評価に関する３
国共同研究（JSS プロジェクト）ではス
ウェーデンに滞在した。第一次および第二次 TRU レポート取りまとめ共同作業に参加し、2008 年から１年間、原子力発
電環境整備機構に出向し、TRU 廃棄物地層処分事業の立ち上げに参加した。

池田 弘一（1991 年入所）
電力技術研究所 主任研究員
電力機器における大電流アーク現象や、廃棄物の溶融無害化再資源化等のアーク
プラズマの応用技術に関する研究に従事してきた。最近は、故障電流対策やアー
クプラズマを用いた放射性廃棄物の溶融処理の研究に取り組んでいる。

藤田 智成（1991 年入所）
原子力技術研究所 上席研究員
入所以来、収着やコロイド特性など界面現象を基礎に処分の安全評価研究に従事してきた。近年は、固化体の性能評価なども行っている。

藤原 和俊（1994 年入所）
材料科学研究所 主任研究員
軽水炉水化学管理の高度化に向け、構造材料の腐食抑制、腐食生成物の除去お
よび蓄積低減に関する研究に従事している。ここ数年間は、流れ加速型腐食に及ぼす水化学因子の影響に関する研究にも取り組んでいる。

杉山 大輔（1994 年入所）
原子力技術研究所 上席研究員
放射性廃棄物処分の性能評価研究に従事してきた。主に、セメント系材料の化学的バリア性能について、実験・解析の両面から検討してきた。現在は、長期安
全評価の不確実性の取り扱いに関する研究に重点を移し、リスク論的安全評価手法の構築等を進めている。

古川 静枝（1996 年入所）
電力技術研究所 主任研究員
アークプラズマを用いた放射性廃棄物の乾式除染技術や、溶融処理等の研究に従事している。

千田 太詩（2004 年入所）
原子力技術研究所 主任研究員
入所以来、放射性廃棄物処分におけるセメント系材料の核種移行遅延効果に関する研究に従事してきた。主に、セメン
ト系材料内の核種の拡散および収着について実験による評価を行っている。

佐々木道也（2002 年入所）
原子力技術研究所 主任研究員
微量な放射線測定技術であるクリアラ
ンス測定技術の開発と実用化に従事している。近年は、放射性物質の輸送基準確認のための大型の低レベル放射性廃棄物の放射能評価研究にも取り組んでいる。

天川 正士（1984 年入所）
電力技術研究所 上席研究員
放射性廃棄物の溶融処理等のアークプ
ラズマ応用技術の開発、大電流アーク現象に関する研究に従事してきた。他に、アークプラズマの輸送特性や陽極現象のモデリングなどに携わってきた。

白井 孝治（1987 年入所）
地球工学研究所 副研究参事
専門は衝撃工学。入所以来、放射性物
質輸送容器の落下衝撃に対する健全性評
価、天然 UF6 輸送容器耐火・破裂評価、航空機等の飛来物に対する鉄筋コンク
リート構造物の耐衝撃性評価研究等にも従事してきた。一方、使用済燃料貯蔵技
術については、航空機エンジン等の飛来物に対する金属キャスクの落下衝撃や耐震性評価に従事し、ここ数年間、コンク
リートキャスク貯蔵方式の実用化研究や大容量・長期貯蔵に向けた研究に取り組んでいる。

足立 和郎（1986 年入所）
電力技術研究所 上席研究員
アークプラズマを用いた放射性廃棄物の溶融処理に関する研究に従事してきた。
特に、溶融固化体の強度や均質性を解明してきた。また、高融点金属の効率的な溶融法、溶融処理時のアークプラズマの安定性、プラズマを用いた表面除染技術の検討に携わってきた。

148竹田 浩文（1988 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
使用済燃料貯蔵施設およびキャスクを対象とした熱流動現象に関する研究、特に、試験による現象解明および評価を行っている。また、応力腐食割れ（SCC）
防止のための環境対策に関する研究に従事している。

笹原 昭博（1987 年入所）
原子力技術研究所 上席研究員
入所当初は、金属燃料 FBR を用いたマ
イナーアクチニドの燃焼解析や軽水炉の燃焼管理解析などを行った。現在、使用済燃料の高次アクチニド核種や核分裂生
成核種の実測値に基づく生成量の計算精度評価、軽水炉 MOX 燃料の核分裂生成
ガス放出挙動評価および乾式貯蔵中の使用済燃料の健全性評価を実施している。
今後は、実際的な臨界管理手法の研究に取り組む。

亘 真澄（1989 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
入所以来、放射性物質の輸送・貯蔵の安全性に関わる研究に従事してきた。特に、天然六フッ化ウラン輸送容器や使用済燃料貯蔵容器について、実規模での実験や解析評価を行い、耐火・伝熱特性を明らかにした。現在は、中間貯蔵施設の安全性の確保・向上を図るため、研究に取り組んでいる。

伊藤 千浩（1982 年入所）
地球工学研究所 上席研究員
放射性物質輸送容器の落下衝撃に対す
る健全性評価、航空機等の飛来物に対する鉄筋コンクリートの耐衝撃性評価研究などに従事してきた。最近は、低レベル
放射性廃棄物処分用容器の構造評価などにも携わっている。

古賀 智成（1988 年入所）
地球工学研究所 特別嘱託
原子力の熱流動研究に従事してきた。
特に、新型炉の自然循環冷却運転に対して、試験ならびに解析を担当した。関連技術ということで、使用済燃料の乾式貯蔵における自然循環冷却の研究にも参画し、基礎的な課題から実用化の評価に至る研究を担当してきた。

津旨 大輔（1993 年入所）
環境科学研究所 上席研究員
海洋中の物質循環の解明を一貫したテーマとしている。2002 年から２年間、米国大気研究センター（NCAR）に滞在し、海洋大循環モデルを用いた研究を実施した。放射性物質輸送物の海没時の影響評
価研究に加え、海洋炭素循環解明を通じて地球温暖化問題にも取り組んでいる。

谷 純一（1991 年入所）
材料技術研究所 上席研究員
軽水炉構造材料の応力腐食割れ（SCC）と、中間貯蔵用ステンレス鋼キャニスタの SCC の研究に従事している。種々のSCC 試験による SCC 発生および進展の評
価の他に、材料の電気化学的特性に基づ
く腐食機構の検討を進めている。

三枝 利有（1983 年入所）
地球工学研究所 首席研究員
専門は材料科学・工学。入所以来、使用済燃料等の輸送・貯蔵研究に従事してきた。これまで、金属キャスク貯蔵及びコンクリートキャスク貯蔵方式の実用化研究を実施し、とりまとめた。今後は大容量・長期貯蔵に向けた研究などを目指す。

電中研レビュー No.55 ● 149

編集後記電中研レビュー第 55 号「原子燃料サイクルバックエンド技術の信頼性向上に向けて」をお届けいたします。
本号では、「巻頭言」を東海大学教授

大江俊昭様にお願いいたしました。

ご多忙中にもかかわらずご快諾いただき、かつ東日本大震災を挟み長丁場でご執筆いただき、心よりお礼を申し上げます。
本分野の電中研レビューは 2000 年に第 40 号として発刊されており、その後 10 年間を振り返る号として 2011 年 3 月に本レビューを発刊する予定でしたが、発刊直前の３月 11 日に未曾有の東日本大震災にともなう東京電力福
島第一原子力発電所事故が発生したことを受け、いったん中断としました。
しかしながら、２年余りの年月を経て、本来的な事故収束には今後長期の取り組みが必要ではあるものの、安定化がなされ、今後の原子力発電の方向性を冷静に議論する必要性も指摘される昨今です。そこで、使用済燃料等の輸送・貯蔵や放射性廃棄物の処理・処分の最近 12 年程度の技術的進歩を改めて振り返ることにより、少しでもバックエンド技術への信頼性向上に寄与するとともに、原発事故由来の放射性廃棄物や汚染廃棄物の処理・処分等へも様々に貢献することができれば幸いと考え、ここに本レビューを発刊することと致しました。
本レビューが、電力会社をはじめ関係諸機関の方々に少しでもお役に立てば幸いです。
また、本冊子についてのご意見等をお待ちしております。

表紙絵：中央部は、スイスのグリムゼル地下実験場（１章）の花崗岩中の円形トンネルの写真と、遠心載荷実験装置（３章）の CG との合成です。周辺部は、堆積岩の薄片の顕微鏡写真です。これら３種類の映像の合成絵としました。

レビュー
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発行： 一般財団法人

電力中央研究所

広報グループ

干 100‑8126 東京都千代田区大手町 1‑6‑1(大手町ピル7階}

TEL:03‑3201‑6601

FAX:03‑3287‑2863

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2013年5月発行