第章

4

実物大コンクリート
キャスクによる実用化研究（その成果）

第４章

実物大コンクリートキャスクによる実用化研究（その成果） ● 目次

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

白井

孝治

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

竹田

浩文

地球工学研究所

バックエンド研究センター

主任研究員

亘

真澄

４−１

コンクリートキャスクの基本設計と実機製造 ………………………………………………………………………… 61

４−２

通常時の除熱試験 ………………………………………………………………………………………………………… 65

４−３

事故時の除熱試験 ………………………………………………………………………………………………………… 71

４−４

除熱解析 …………………………………………………………………………………………………………………… 77

４−５

キャニスタの落下事故試験 ……………………………………………………………………………………………… 82―――――――――――――――――――――――

コラム２：キャニスタ内ヘリウム漏えい検知方法の開発 ……………………………………………………………………… 87
コラム３：除熱性能に優れたコンクリートキャスク蓋部構造の開発 ………………………………………………………… 92

白井 孝治（８ページに掲載）（4-1 および 4-5 執筆）

亘真澄（1989 年入所）
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の耐火性能や使用済
燃料貯蔵容器の伝熱特性について、実規模での実験や解析評価の実績がある。現在は、中間貯蔵施設操業開始に向けて、安全性の確保・向上を図るため、研究を実施している。
（4-3、4-4 およびコラム３執筆）

60

竹田 浩文（1988 年入所）
FBR 炉内、使用済燃料中間貯蔵施設内およびコンクリートキャスクを対象とした熱流動現象に関する研究に従事。特に、自然循環現象における諸現象の解明および模型試験に
よって実機現象を精度良く予測するための相似則について検討している。
（4-2 およびコラム２執筆）

４−１

コンクリートキャスクの基本設計と実機製造

コンクリートキャスク方式貯蔵施設は、キャスク本体

でも、これら民間規格の策定作業にあわせ、安全審査のと建屋から構成され、キャスクの構造や使用材料につい考え方や技術的に考慮すべき事項をとりまとめた技術要ては、我が国に特有な使用条件（敷地規模、海岸立地、件が策定されている。

耐震性）を考慮し、設計貯蔵期間中に想定される荷重に当所では、2-4 節で紹介したように、更なるコスト低対し必要とされる強度や図 4-1-1 に示される安全機能を減の観点からコンクリートキャスク貯蔵方式の許認可に維持する必要がある。

必要な健全性評価データ・手法の整備を進めるため、実４つの安全機能は下記のように分担される。
①

閉じ込め機能は、コンクリート製貯蔵容器内に収納規模または縮尺モデルを用いた確証試験を軸とした検討・評価を実施した。
本節では、コンクリートキャスクへの要求性能についされるキャニスタで担保する。
遮へい機能は、我が国では敷地が狭く、通常、コンて述べるとともに、２種類の構造形式を選定して基本設

クリート製貯蔵容器と建屋の両方で担保する。使用済計を実施し、これら基本設計に基づき製造した２種類の燃料の燃焼度や冷却年数にもよるが、一般に敷地が狭実物大キャスクの概要について述べる。

②

いほど建屋の壁厚・天井厚を大きくする必要がある。
ちなみに、米国では建屋を設けないケースが多い。
③

臨界防止機能は、キャニスタ内のバスケットが担保

4-1-1

コンクリートキャスクへの要求性能と基本設計項目する。高燃焼度燃料には中性子を吸収するボロン入り
表 4-1-1 に、基本設計項目と燃料仕様を示す。

の材料が使われる。
除熱機能は、コンクリートキャスクと建屋の両方で主要な構造形式として、図 4-1-2 に示される鉄筋コン担保する。通常、乾式貯蔵では自然空冷により、除熱

クリート（Reinforced Concrete:RC）製と充てんコンクする。建屋は必要に応じて煙突効果を持たせるよう排リート鋼板（Concrete Filled Steel:CFS）製の２種類を気塔を有する。

選定した。RC 製キャスクでは、荷重は鉄筋コンクリー

コンクリートキャスクを用いた中間貯蔵施設の設計に

ト部、支持部材、支持脚で負担し、鋼製ライナは遮へい係わる技術的詳細については、２章でも述べたように、材として取り扱う。一方、CFS 製キャスクでは、荷重④学協会等で民間規格化されており、原子力安全に係わる項目は日本原子力学会で標準化され、構造強度に係わる

表4-1-1

項目は日本機械学会で規定されている。一方、国レベル

機

能

運転状態

評価項目

除
評

熱
価

通常時
異常時

発熱量、自然冷却空気量
各部温度、被覆管健全性

密
評

封
価

通常時

溶接構造の品質保証（破壊力学的評価）

遮へい
評 価

通常時

被ばく線量
冷却空気放射化

未臨界
評 価

通常時

キャニスタ内満水時
乾式時

通常時

耐久性、温度応力
耐圧、耐震

異常時

キャニスタ落下時
キャスク転倒事故時
給気口閉塞時放射性物質が漏れない
貯蔵建屋
貯
蔵建屋

閉じ込め
閉じ込め
コ
コンクリート製貯蔵容器
ンクリート製貯蔵容器

キャニスタ
キャニ ス タ

使用済燃料から出る
熱を外に逃がす
放射線を低減する

未
臨界
未臨界

使
使
用
用
済
済
燃
燃
料
料

除
除
熱
熱

構
強

造
度

燃
仕

料
様

遮へい
遮へい

対象燃料

臨界が起こらない

図4-1-1

コンクリートキャスク方式使用済燃料貯蔵施設
概念とその安全機能

基本設計項目と燃料仕様

17×17高燃焼度PWR

初期濃縮度

4.9％以下最大燃焼度

55MWd/kgHM

冷却期間

10年

電中研レビュー No.52 ● 61

蓋
鋼製ライナ
支持
部材

排気口
キャニスタ

支持脚
給気口

鉄筋
コンクリート部（鉄筋コンクリート製キャスク）
蓋（開始直後）（貯蔵10年後）

鋼製ライナ
鋼製外板

支持脚
給気口

状

排気口
キャニスタ
充填
コンクリート部

通常貯蔵時

異常時（給気口閉塞）開始直後 10年後 20年後50％態

コンクリート部
最高温度
状

74℃

前提としている。

33℃

1.2

中性化の照査て取り扱う。いずれのタイプも、貯蔵建屋内での使用を

85℃（除熱性能評結果）

コンクリートキャスクの基本構造

は鋼製部で負担し、充てんコンクリートは遮へい材とし60℃

排気口入口隅角部態（充てんコンクリート鋼板製キャスク）

図4-1-264℃

これら２種類のキャスクに対して基本設計を実施した。

40℃
設計かぶり厚さ

1.0
0.8
0.6
0.4
45

図 4-1-3 に、コンクリートキャスクの除熱性能や設計期

50

55

60

65

70

75

80

かぶり厚さ（cm）

間中における経年劣化（中性化や塩害等）に対する評価（中性化照査結果）

例を示す。通常時および異常時における除熱・密封・遮

33℃

1.2

へい・未臨界および構造強度の評価を行い、実用化の見40℃
設計かぶり厚さ

4-1-2 コンクリートキャスク試験体の製造（1） コンクリート製貯蔵容器

1.0
塩害の照査

通しを得た。

0.8
0.6
0.4
45

50

55

60

65

70

貯蔵容器は、コンクリート製の円筒容器で、使用済燃

かぶり厚さ（cm）

料を収納したキャニスタ１基を垂直姿勢で貯蔵し、使用（塩害照査結果）

済燃料から発生する崩壊熱や放射線を適切に除去できる

図4-1-37580

除熱性能や経年劣化の評価例

機能を有している。
除熱機能については、貯蔵容器の上部および下部側面

表 4-1-2 に、製造時に参照した荷重や基規準を示す。

にそれぞれ４箇所設けた給排気口ダクト、および鋼製ラ

本確証試験では、図 4-1-2 に示される２種類のコンクリ

イナとキャニスタ間の隙間で冷却空気流路を形成し、自ート製貯蔵容器の製造を行った。コンクリート部の施工

然空冷により使用済燃料の崩壊熱を除去する構造で維持および管理にあたっては、「建設工事標準仕様書・同解される。遮へい機能については、コンクリートにより使説 JASS 5N 原子力発電所施設における鉄筋コンクリー

用済燃料から発生する放射線を遮へいする。給排気口ダト工事（2001 年）」（日本建築学会、以下 JASS 5N）をクトには、放射線ストリーミング低減のため屈曲構造を基本とし、日本建築学会および土木学会による関係各種設けている。

基規準等に基づいて実施した。

62

表4-1-2

表4-1-3

製作時に参照した荷重や基規準

貯蔵容器
考慮すべ 長期
き荷重
短期

RC製
CFS製
自重と温度荷重
地震荷重 B（S2）JIS（A 5308, 1998）
材料
JASS 5N*JASS 5N*の一部
コンクリ
告示452号ート部
設計（温度制限値注）
RC基準*
製造
JASS 5N相当*
材料
設計・建設規格**クラス１支持構造物
鋼製部
設計
JASS 6*
製造＊：日本建築学会 ＊＊：日本機械学会

蓋部

コンクリート製貯蔵容器試験体の
主な仕様
項

目

仕

外

径

φ3940mm

φ3890mm様内径φ1850mm

φ1832mm

全高5787mm

6030mm

金属厚さ

50mm

30mm

コンクリート厚さ

525mm

520mm

鋼製ライナ厚さ

40mm

25mm

胴部 コンクリート厚さ

980mm

980mm

480mm

644mm

鋼製外板厚さ注：RC製貯蔵容器のコンクリート温度制限値について
は、品質の優れたコンクリートを使用することを前提として、局所的には90℃を許容する設計としている。
CFS製貯蔵容器については、遮へい剤としてのコンク
リート品質を確保するため、90℃以下とする設計としている。

底部コンクリート厚さ
主要材質

重量

12mm
鉄筋
鋼板充てん
コンクリート コンクリート

空重量

約146ｔ

約157ｔ

キャニスタ
収納時

約181ｔ

約187ｔ

RC 製貯蔵容器のコンクリート温度制限値については、
長期的には温度荷重、短期的には地震時に自重の慣性力しか作用しないこと、品質の優れたコンクリートを使用することを前提として、局所的には 90 ℃を許容する設計としている。CFS 製貯蔵容器の温度制限値について
は、遮へい材としてのコンクリート品質を確保するため、
90 ℃以下とする設計としている。
さらに、使用済燃料装荷による温度荷重によるひび割れを抑制するため、土木学会コンクリート標準示方書設（RC 製貯蔵容器）（CFS 製貯蔵容器）

計編の鋼材の腐食に対する許容ひび割れ幅に示される値（かぶり厚さ 60mm の時、特に厳しい腐食性環境を想定する場合、ひび割れ幅 0.21mm）を許容値とした。その結果、たて筋の直径 38mm、間隔 125mm、よこ筋の直径 38mm、間隔 150mm としている。
表 4-1-3 および図 4-1-4 に、RC 製および CFS 製貯蔵
容器試験体の主な仕様と製作状況を示す。
表 4-1-4 に、コンクリートの配合を示す。いずれのキ（赤城試験センターでの設置状況）

ャスクにおいても、高性能 AE 減水剤を使用した高品質

図 4-1-4

実物大コンクリート製貯蔵容器試験体のコンクリート（W/C50 ％）を使用した。また、発熱によるひび割れを抑制するため、中庸熱コンクリートを使用した。

通常時・異常時におけるコンクリートキャスクの除熱打設時に高さ方向に打継目を設けず、良好な施工性と性能の詳細については、次節以降を参照されたい。

仕上がりを確保し、基本設計どおりに製作を完了した。

表4-1-4

コンクリート製貯蔵容器のコンクリート配合

容器 設計基準 水セメント比 細骨材率 セメント水
細骨材 粗骨材 AE剤 高性能 AE スランプ 空気量
種類 強度（N/mm2） （％）（％） （kg/m3）（kg/m3）（kg/m3）（kg/m3）（g） 減水剤（g） （cm） （％）
RC

30

48.0

49.3

355

CFS

24

49.5

51.2

344

170

870

992

1.42

3.20

909

960

1.38

3.10

21
±1.5

4.5
±1.5

電中研レビュー No.52 ● 63

（2） キャニスタ
二次蓋

キャニスタは、二重蓋を有する溶接密封構造であり、厚さ約 20mm 程度のステンレス銅製の円筒容器に二重蓋を片側溶接することで蓋部の密封境界を形成する。内

二次蓋

一次蓋

一次蓋

上部遮へい体遮へいブロック

部にはヘリウムガスを充てんし、貯蔵期間中不活性状態

燃料集合体を保つことにより燃料被覆管の健全性を維持するととも

ガイドチューブに、ヘリウムガスの伝熱性能により除熱性能を向上させキャニスタ胴バスケット

キャニスタ本体

サポートロッドる。また、蓋部周辺での取扱作業や溶接時の作業従事者

スペーサプレートの被ばくを低減するため、一次蓋内側にステンレス鋼製の遮へい蓋を設置するか肉厚の大きい一次蓋を採用し、下部遮へい体キャニスタ上部の線量を制限する構造である。
本研究で製作したキャニスタは、海外で使用されてい（タイプⅠ）（タイプⅡ）るキャニスタとは異なり、我が国の貯蔵施設の立地が海

図4-1-5

キャニスタの基本構造

表 4-1-5

キャニスタの主な仕様

岸近くに予想されることから、キャニスタ材料として、耐腐食性能の高いスーパーステンレス鋼や二相ステンレ
ス鋼が用いられている。さらに、除熱性能向上の観点か
ら、バスケット材料にアルミニウム合金を使用している。
キャニスタは、材料・構造の違いから２種類を製作した。キャニスタに収納される PWR 燃料集合体は 21 体で、輸送時や貯蔵時に臨界防止、密封等の安全機能を有する。
タイプⅠのキャニスタは、バスケットがステンレス製で、

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

全

長

4630mm

4470mm

外径1676mm

1640mm

銅板厚さ

16mm

19mm

空重量

19ton

16ton

最大重量

35ton

30ton

材

質

バスケット

スーパーステンレス 二相ステンレス
ステンレス＋炭素鋼

アルミ

ガイドチューブと呼ばれる角管をスペーサープレートに差し込んで固定する構造である。スペーサープレートには、除熱性能の向上をはかるため、アルミニウム製の伝熱プレートが取り付けてある。キャニスタ本体の材料は、耐腐食性に優れたスーパーステンレス鋼（S31254）である。一方、タイプⅡのキャニスタは、バスケットがア
ルミニウム合金製で、中空のアルミ板を格子状に組み上げた構造である。キャニスタ本体は、RC キャニスタ同様、耐腐食性を考慮して、二相ステンレス鋼（SUS329J4L）製である。

（タイプⅡキャニスタ本体）

図 4-1-5 に、タイプⅠおよびタイプⅡのキャニスタの基本構造を示す。また、表 4-1-4 および図 4-1-6 に、キャニスタの主な仕様と製作状況を示す。
このように、本研究で製作したキャニスタは、我が国特有の設計が含まれており、実物大のキャニスタを製作して、除熱・落下試験を行うことは重要である。除熱・落下試験については、次節以降を参考にされたい。
（タイプⅠ）

図 4-1-664（タイプⅡ）

キャニスタの製作状況

４−２

通常時の除熱試験

キャスクの通常貯蔵時の熱的健全性を調べるために、

4-2-2

RC 製キャスク試験結果

RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクを用いて、貯蔵期間を模擬した定常試験を実施した。試験では、貯蔵初期（1） 給気流量（0 年）、貯蔵中期（20 年）および貯蔵末期（40 年）に対給気口は、コンクリート容器の下部に４つ設けられてして、崩壊熱をヒータ出力により模擬し、それぞれいる。給気される空気は、温度変動は小さいものの三次22.6kW、16kW および 10kW とした試験を行った。

元性の強い流れとなる。よって、冷却流量を求める際は、
図 4-2-2-1 に示すように４つある給気口の一つに助走ダクトを設置し、給気口へ流入する空気の流れを一次元的

4-2-1 試験方法な流れにした上で、給気口での流速分布を無指向性の熱試験は、図 4-2-1-1 に示すような断熱性の良い二重テ

線流速計で計測することにより、全体流量を算出した。

ント構造の除熱試験建屋の中で行い、定常状態での温度

この際、助走ダクトを設置することによりこの部分での計測は、外気温度の変化の少ない深夜に実施した。また、

圧力損失が増えないようにベルマウスをつけて、他の給試験時の建屋内の換気流量は、コンクリートキャスクか

気口との流量バランスを保つようにした。なお、図 4-ら排気される高温の空気が自然対流現象を阻害しないよ

2-2-1 中のグラフは、発熱量 22.6kW のケースでの給気

うに、温度成層界面がキャスクの頭部よりも上に保持さ口での流速計測結果である。ダクトを設置した給気口でれる換気量に調節した。

の平均流速は、0.837m/s であり、この結果から全体の温度計測には、熱電対を使用し、キャスクのコンクリ

冷却空気流量は、0.281m3/s と求められた。

ート容器内部、キャニスタ表面、キャスク内部、除熱試
験建屋内および床面など約 600 点について計測した。冷却空気流量は、給気口において無指向性の熱線流速計を使用して計測した流速分布から求めた。また、排気口での流速測定については、空気温度が高く、熱線流速計の使用が困難なため、プロペラ流速計を用いた。

（2） 排気流速分布および排気温度分布
空気により運ばれる熱量を精度よく求めるには、給排気口両方でのエンタルピを求める必要がある。
図 4-2-2-2 中のグラフは、排気口での流速分布計測を示したものである。
特に、排気口では、100 ℃近い高温の空気が排気され

図 4-2-1-1

除熱試験建屋図 4-2-2-1

給気流量測定電中研レビュー No.52 ● 65

プロペラ流速計

となった。

遮へい板

（3） 除熱量の配分
キャニスタからの発熱は、冷却空気により運ばれる熱流速（m/s）

量（Q1）、コンクリート容器の側面からの放熱量（Q2）、貯蔵容器の上面からの放熱量（Q3）、さらには、床面からの放熱量（Q4）に割り振られる。これまでに、コンクリートキャスクの除熱量の配分は、実験的に明らかにバードスクリーン
① ②

③ ④
位置

図 4-2-2-2

排気流速測定されていなかった。よって、除熱量の配分が明らかになることにより、解析評価上有用なデータとなると考えられる。
ヒータ出力 22.6kW の条件において、これらの伝熱形ることから、一般に熱線流速計での計測が困難であるた態で運ばれる熱量を実測データより算出し、それぞれのめ、ここでは、プロペラ流速計を用いて流速分布を計測

割合を求めた。

した。RC 製キャスクでの排気口形状は、図に示すよう

a. 冷却空気で運ばれる熱量に遮へい板により４つの領域に区切られている。よって、排気口での流速と温度に基づいて、排気される空気のそれぞれの領域の中心での流速を計測した。結果は、上持つエンタルピを計算し、給気口での流量と温度に基づの段の流速が浮力の影響を受けるため、下の段の流速よき求めたエンタルピを差し引くことにより、冷却空気でり約 20 ％大きいことが分かった。

運ばれるエネルギー量を計算した。その結果、冷却空気

また、図 4-2-2-3 に排気口での温度分布を示す。

で運ばれるエネルギー量は、17.3kW となった。ここで排気口の内側では、大きな温度分布が付いており、ダは、排気口で計算した質量流量は給気口で計算した質量

クト内側の上側と下側では、約 60 ℃の温度差がある。

流量にくらべ 16 ％少ない値となったが、この原因としこれは、容器のアニュラス部に設置してある熱遮へい板ては、主として排気口での流速計測誤差が考えられる。

によって、キャニスタ側からは、高温の空気が上昇し、b. 貯蔵容器側面からの放熱量

ライナ側からは、低温の空気が上昇してくるためである。

側面からの放熱は、高さ方向に設置されたコンクリー

しかし、水平部ダクト通過中に空気が混合されるために、

ト表面とコンクリート内部の熱電対で計測された温度の

排気口外側では、上側と下側での温度差は、約５℃程度

差から各高さ周方向の平均熱流束を次式より求め、高さ方向に積分した。

その結果、側面からの放熱量は、q ＝ 2.67kW となった。なお、コンクリートの熱伝導率には、λc ＝2.22W/mK（実測値）を用いた。
c. 貯蔵容器上面からの放熱量
上面からの放熱については、蓋部と貯蔵容器の胴部の上面に分けて計算を行った。蓋部については、蓋底面は6mm のライナが張られており、その上に 480mm のコン
クリート層があり、上面は 25mm の鋼板で構成されている。また、蓋部直径は、1.994m である。蓋部の底面および上面に設置されて熱電対の温度データを使用し、
図 4-2-2-366

排気温度分布

熱伝導で蓋部を通過する熱量を求めると、q ＝ 0.761kW

となった。なお、この値は、蓋部中央と 90 °側の熱流

ように、Q1 ： Q2 ： q3 ： Q4 ＝ 80 ％： 12 ％： 8 ％：束の平均値である。また、コンクリート上面から熱伝導

0.1 ％となった。

で通過する熱量を求めると、q ＝ 1.075kW となった。よって、上面からの放熱量は、これらの和として q ＝
1.84kW と求められた。ここでは、鋼板の熱伝達率は60.7W/mK（SM400）、コンクリートの熱伝達率は2.22W/mK（実測値）を使用した。
d. 貯蔵容器床面からの放熱量（4） コンクリート容器温度
図 4-2-2-5 に、キャスクのコンクリート容器内の断面温度分布を示す。
温度分布は、給気口温度を 33 ℃として換算して評価している。なお、33 ℃は、日本全国で観測された気温

貯蔵容器底面のスラブ内センターには、深さ方向にを基に求められた設計用外気条件の一例である。補正方

100mm、250mm、400mm の位置に熱電対が埋め込まれ法として、キャスク各部の測定値に、給気温度と 33 ℃ている。この内、ヒータを投入する前のバックグランドとの差を足し合わせた。試験で得られた給気温度は、いデータから 100mm と 250mm の間の温度差が付いていずれも 33 ℃を下回っていたことから、補正時には、実ないことが分かった。よって、ヒータ投入後は、この二際よりも高い給気温度を適用していることになる。この点の温度差に基づき、熱伝導で貯蔵容器から床面に逃げ補正により、キャニスタ表面温度は実際よりも高く見積る熱量を概略計算できると判断した。ここでは、床からもられることになり、輻射熱については、実際とずれが熱伝導で伝わる熱量を求めると、q ＝ 0.014kW となり、生じることになるが、熱遮へい板により輻射熱は、直接ほとんど熱逃げがないことがわかった。

コンクリート側に伝わらない構造となっていることから、

e. まとめその影響は少ないと判断される。

空気で運ばれる熱量（Q1）、貯蔵容器側面からの放熱

なお、コンクリートの高温域は、排気口内側に集中し量（Q2）、 貯蔵容器上面からの放熱量（Q3）、床面からており、コンクリート容器下部の温度は低い。貯蔵初期の放熱量（Q4）とすると、合計で 21.8kW となり、ヒー

では、排気口内側の一部において 90 ℃（（社）日本機械

タ投入量 22.6kW よりも約 3.5 ％熱量が少ない結果とな

学会コンクリートキャスクの構造規格（1）では、コンクった。この原因としては、排気口で求めた質量流量が給リート温度制限値として長期間に対して 65 ℃（許容応気口で求めた質量流量よりも少ないことから排気口での力を低減すると 90 ℃）と規定されている。）を越える部

流速計測誤差が、出口のエンタルピ計算に誤差をもたら位が現れた。さらには、キャスクの蓋部において、コンせていると考えられる。また、上記計算による熱量の合

クリート温度が 133 ℃と高温になった。また、貯蔵末期計に対するそれぞれの熱量の割合は、図 4-2-2-4 に示す
貯蔵初期（22.6kW）
Q3：貯蔵容器上面からの放熱量（1.84kW：８％）

Q1：冷却空気により運ばれる熱量（17.3kW：80％）

Q2：貯蔵容器側面からの放熱量（2.67kW：12％）

貯蔵中期（16kW）

貯蔵末期（10kW）

5000

5000

5000

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

0

0

500 100000500 100000500 1000

Q4：床面からの放熱量（0.014kW：0.1％）

図 4-2-2-5
図 4-2-2-4

除熱量の配分

コンクリート容器の断面温度分布（RC 製キャスク）

電中研レビュー No.52 ● 67

では、コンクリート胴内において、65 ℃を超える部位

100 ℃を下回っており、SCC の観点から注意が必要となはなかった。

る。
図 4-2-2-7 は、各発熱量でのキャニスタ中心部の径方（5） キャニスタ温度

向温度分布を示したものである。温度分布は、ほぼ対称

図 4-2-2-6 に各発熱量でのキャニスタ表面の軸方向温になっている。上記で説明した様なバスケットの接触に度分布を示す。特に 45 °断面で温度が下がり、180 °断

よるキャニスタ内部への温度影響はないと考えられる。

面で温度が上昇していることがわかる。
45 °側の温度が低くなっている原因は、貯蔵容器内部に設置されたキャニスタが、45 °側に偏心して 45 °（6） 評価
図 4-2-2-8 は、発熱量 22.6kW および 10kW において、側のガイドレールに接触しているためにキャニスタ表面

各部の軸方向温度分布を示したものである。ヒータ温度からガイドレールに熱が伝わったものと考えられる。一およびキャニスタ表面温度は、両者で大きく異なるが、

方 、 1 8 0 ° 側 の 温 度 が 高 く な っ て い る 原 因 の 一 つ は、

コンクリート表面温度においては、差異は少ない。

45 °側に熱が逃げ、相対的に反対側の 180 °側の温度がまた、表 4-2-2-1 は、発熱量をパラメータとした際の高くなっていることであるが、それ以外の要因として、各部の温度および流量を示したものである。特に、キャニスタ内部に挿入されているバスケットが 180 °側

22.6kW において、排気口内側で 90 ℃を超える領域が生でキャニスタ内面と接している可能性も考えられる。

じたことから、設計の見直しが必要である。さらに、

また、キャニスタの底部の温度が特に低くなることか
ら、発熱量が 10kW の貯蔵末期では、この部分の温度が

図 4-2-2-6

キャニスタ表面の軸方向温度分布（RC 製キャスク）

10kW においては、キャニスタ底部において、低温域が生じることから腐食に対しての注意も必要である。

図 4-2-2-8

表 4-2-2-1

各部の軸方向温度分布（RC 製キャスク）

温度および流速（RC 製キャスク）

給気温度（℃）

図 4-2-2-7

68

キャニスタ内部の温度分布（RC 製キャスク）

貯蔵初期（22.6kW）

貯蔵中期（16kW）

貯蔵末期（10kW）

33

33

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

91

78

65

キャニスタ表面最高温度（℃）

209

171

132

キャニスタ表面最低温度（℃）

89

77

66

ガイドチューブ最高温度（℃）

301

243

183

空気温度上昇度（℃）

65

51

36

空気流量（kg/s）

0.335

0.363

0.271

4-2-3

CFS 製キャスク試験結果

350
300

（1） コンクリート容器温度

す。なお、温度分布は、給気口温度を 33 ℃で換算して評価している。

温度（℃）

250

図 4-2-3-1 に、コンクリート容器の断面温度分布を示

200
150
100

貯蔵初期では、排気口内側の一部において 90 ℃を越える部位は現れなかった。コンクリートの高温域は、排気口内側に集中しており、容器下部の温度は低い。また、

50
0− 1000貯蔵末期では、コンクリート胴内において、65 ℃を超

− 500
0
500
中心からの距離（mm）

図 4-2-3-3える部位はなかった。

（2） キャニスタ温度

1000

キャニスク内温度分布（CFS 製キャスク）めである。また、10kW においては、キャニスタ下部で

図 4-2-3-2 に、キャニスタ表面の軸方向温度分布を示

100 ℃以下となる領域が現れるが、その範囲は小さい。

す。キャニスタ底部の温度が高くなっているが、これは、

図 4-2-3-3 は、キャニスタ中心部の径方向温度分布でキャニスタ底部で空気がよどむ流路形状になっているた

貯蔵初期（22.6kW）

貯蔵中期（20 年）（16kW）

貯蔵末期（40 年）（10kW）

6000

6000

6000

5000

5000

5000

ある。温度分布は、ほぼ軸対象となっている。

（3） 評価表 4-2-3-1 は、発熱量をパラメータとした際の各部温度および流量である。貯蔵初期を模擬した 22.6kW の発

65

4000

65

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

熱に対してもコンクリート胴部の最大温度は、90 ℃を下回っており、また、ガイドチューブ温度も制限温度（300 ℃）を大きく下回っている。

4-2-4
1000

1000

1000

0

0

0

RC 製と CFS 製キャスクの比較

図 4-2-4-1 は、キャニスタ表面の軸方向温度分布を示0500したものである。特に、キャニスタ下部の温度の違いがコンクリート容器の断面温度分布（CFS製キャスク）

大きい。これは、両者において、流路構造が異なるため

500

図 4-2-3-1

0

500

0

である。今回用いた RC 製キャスク試験対では、給気口から入った冷却空気が、一旦、キャスク下部のキャビテ

6000

高さ（mm）

5000

表 4-2-3-1

温度および流速（CFS 製キャスク）

4000
貯蔵初期
（22.6kW）

3000
2000
1000
0

0

50

図 4-2-3-2

100
温度（℃）

150

コンクリート内温度分布（CFS 製キャスク）

200

貯蔵中期
（16kW）

貯蔵末期（10kW）

給気温度（℃）

33

33

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

83

74

63

キャニスタ表面最高温度（℃）

192

158

123

キャニスタ表面最低温度（℃）

123

106

85

ガイドチューブ最高温度（℃）

228

186

143

空気温度上昇度（℃）

52

42

30

空気流量（kg/s）

0.363

0.385

0.344

電中研レビュー No.52 ● 69

図 4-2-4-1

キャニスタ表面温度分布比較

図 4-2-4-2

ガイドチューブ温度分布比較

ィに集まった後、直接、キャニスタの底部に衝突するた

図 4-2-4-3

図 4-2-4-4

ライナ温度分布比較

コンクリート表面温度分布比較とから、この部分の温度が特に高くなっている。

め、キャニスタ底部が冷やされる。一方、CFS 製キャ
スクでは、給気口から入った空気は、アニュラス部内に

4-2-5

結 論

流れ込み、キャニスタ底部は、空気の淀み域となっている。このことから、CFS 製キャスクでのキャニスタ底部の温度は、高温となると考えられる。
図 4-2-4-2 は、ガイドチューブの軸方向温度を示したものである。CFS 製キャスクの方が最大で 73 ℃低くな

二種類の実物大コンクリートキャスクを用いて、発熱
量をパラメータとした試験を実施し、除熱評価に必要な温度・流速データを取得した。また、除熱解析の検証用データとして有用な除熱の配分が明らかとなった。

った。これは、CFS 製キャスクで使用したタイプⅡキ

今回の試験に使用した２つの試験体の内、RC 製キャ

ャニスタは、バスケットに熱伝導性に優れたアルミニウ

スクにおいては、コンクリート内に温度制限温度を超え

ム合金を用いていることからタイプⅠキャニスタよりもる部位が観られたため、設計変更による対応が必要であ

キャニスタ内部の温度が低くなったためである。

ると考えられる。特に、排気口がダウンステップ状にな

また、図 4-2-4-3 は、ライナ温度を示したものである。

っていることに加え、排気口高さが CFS 製キャスクよCFS 製キャスクでは、熱遮へい板が流路の上部にのみりも低く、ドラフト高さが小さくなっているため十分な設置してあることから、ライナ下部は輻射熱を受けて温

自然循環力が得られないと考えられる。よって、コンク

度が高くなっているが、上部の温度の高温化は抑えられリートキャスクにおいて、除熱性能を確保するには、流ている。

路設計が重要である。

図 4-2-4-4 は、コンクリート表面の軸方向温度分布を示したものである。RC 製キャスクでは、排気口がキャスクの頭部から少し下部の位置に取り付けられているこ

70

また、キャニスタについては、バスケットにアルミ合金を使うことの有効性が示された。

４−３

事故時の除熱試験
は、三日程度経過すると温度分布が定常状態に達したた

通常時の除熱試験に引き続いて、事故時の除熱試験をめ、定常状態での温度分布、給気流量を測定した。一方、行い、事故時における除熱特性を明らかにした。
事故時における除熱特性は、これまで解析的な評価が100 ％閉塞条件では、コンクリートやヒータ温度が高く中心で、通常時同様、十分な実験データが得られていななりすぎる可能性があったため、48 時間で試験を終了

かった

（1）
（2）

した。48 時間後では、まだ、定常状態には達していな。コンクリートキャスクは、自然対流によって内部の熱が除去される方式で、解析評価の検証には、い。閉塞事故は、見回り検査によって発見、対処される

実験データが不可欠である。特に、給気口閉塞事象のよため、見回り検査の間隔（時間）が一つの評価時間となうな非定常性のある現象では、解析のみによる評価は困る可能性がある。また、コンクリートの事故時温度制限

難である。

の考え方で、短時間を 24 時間と規定している（5）。本研

試験は、RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクの両方

究では、一日一回の見回りを仮定し、24 時間閉塞が続を対象とし、事故時の条件として、以下の二つの条件をくものと仮定した。但し、24 時間を評価時間とするが、

（3）
（4）

選定した

試験は 48 時間継続し、より長時間のデータを取得した。

。

①

給気口 50 ％閉塞（四つの給気口のうち二つを閉塞）②

給気口 100 ％閉塞（四つの給気口全てを閉塞）

CFS 製キャスクの場合、50 ％閉塞条件について二通りの試験を実施した。CFS 製キャスクでは、隣り合う二つの給気口を塞ぐ場合と向かい合う二つの給気口を塞ぐ場合で、流れに変化が生じる可能性がある（図 4-3-1）。

4-3-1 試験方法

一方、RC 製キャスクの場合には、給気口から入った冷試験に使用したコンクリートキャスクおよび試験装置

却空気が一旦一つの空間に集まった後、そこからキャニ

は、4-2 節に示す通りである。キャスク内部の発熱量はスタ側面に分配される構造であるため、塞ぎ方の影響は

設計値の 22.6kW とした。試験の実施方法は、まず、通ないものと考え、０、90 °側給気口閉塞の試験のみを常時の条件で定常状態にキープした後、給気口をビニー行った。表 4-3-1 に、試験ケースを示す。

ルシートとテープで塞いだ。閉塞後、50 ％閉塞条件で

図4-3-1

給気口形状の違いによる50％閉塞条件での流入空気のフローパターン
表4-3-1

No.

キャスクタイプ キャスク姿勢

1
2
3
4

RC
RC
CFS
CFS

5

CFS

＊１：０、90°側給気口を閉塞

垂直

試験ケース

充填ガス

He

ヒータ出力

22.6kW

給気口閉塞率
50％＊1
100％
50％＊1
50％＊2

状態
定常
非定常
定常
定常

100％

非定常

＊２：０、180°側給気口を閉塞

電中研レビュー No.52 ● 71

4-3-2 試験結果
（1） 50 ％閉塞条件①

温度・流量変化
表 4-3-2 に試験結果の一覧を示す。各試験ケースでは、

定常温度測定時における給気温度に違いがあるが、比較のため、給気温度を 33 ℃に統一した。冷却空気流量の減少割合は、給気口の半分を閉塞したとしても、RC 製
キャスクの場合で 4.2 ％、CFS 製キャスクの場合で最大22.9 ％であった。流速で見ると、RC 製キャスクの場合、通常条件で約 0.84m/s であるのに対し、50 ％閉塞条件では約 1.6m/s で約２倍に増えている。流速が増えると圧力損失も増加するが、RC 製キャスクの場合、給気口ダクトの形状がストレートで圧力損失が小さく、キャスク全体の圧力損失に占める給気口部分の割合も小さい。従
図4-3-2って、50 ％閉塞条件においても、流量減少が少なく抑50％閉塞条件での軸方向温度分布（RC製キャスク、０°方向）

えられている。一方、CFS 製キャスクの場合、給気ダ
クトが屈曲形状で、流速増加に伴う圧力損失の増加がRC 製キャスクに比べて大きい。従って、50 ％閉塞条件
における流量減少が CFS 製キャスクで大きくなっている。
②

軸方向温度分布及びフローパターン

a. RC 製キャスク
図 4-3-2 及び 3 に、定常状態における RC 製キャスク
各部の軸方向温度分布を示す。これらのデータも、比較のため、給気温度を 33 ℃に統一している。図 4-3-2 を見ると、通常時と 50 ％閉塞時の比較で、キャスク下部
から上部に向かって、温度差が徐々に大きくなっている

図4-3-3

ことがわかる。給気流量が減少したことにより、キャニ

50％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（RC製キャスク）スタ内部からライナまで全体がほぼ同じ温度上昇傾向を示している。図 4-3-3 は、キャニスタ表面温度について、角度も同じである。つまり、閉塞している 0 °側も、空角度別の温度分布を示す。通常条件で、角度ごとにばら気が流入している 180 °側も、キャニスタ側面では、つきが見られるが、50 ％閉塞による温度変化は、どの

50 ％閉塞による影響を同じように受けていることを示

表4-3-250％閉塞条件での温度・流量測定結果
RC
0、90

0、90

0、180

コンクリート胴部温度（℃）

96（＋ 5）93（＋ 10）94（＋ 11）

キャニスタ表面温度（℃）

214（＋ 5）200（＋ 8）199（＋ 7）

パスケット最高温度（℃）

306（＋ 5）235（＋ 7）235（＋ 7）70（＋ 5）66（＋ 14）66（＋ 14）給排気口での空気温度差（℃）
冷却空気流量（kg/s）

0.321（− 4.2％） 0.280（− 22.9％） 0.290（− 20.1％）

注：カッコ内は、通常条件での結果との差を表す。

72

CFS

閉塞位置（°）

通常時（22.6kW）

図4-3-4

5000

5000

4000

4000

3000

3000

2000

2000

1000

1000

50％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（CFS製キャスク）

0

0

0

500 1000（a）通常条件

図 4-3-5している。今回製作した RC 製キャスクと同様な給気部

給気口 50％閉塞時（22.6kW）

0

500 1000（b）50％閉塞条件

コンクリート胴部の等温図（RC 製キャスク、90°断面）形状を持つキャスクでは、50 ％閉塞事象について、０、
90 °側を塞いだ場合と０、180 °側を塞いだ場合で、温通常時（22.6kW）

度分布に相違は生じない。

給気口50％閉塞時
給気口50％閉塞時（０°および90°閉塞）（０°および180°閉塞）

6000

6000

6000

図 4-3-4 には、CFS 製キャスクの結果を示す。図中に

5000

5000

5000

は、０、90 °閉塞と０、180 °閉塞条件におけるキャニ

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

b. CFS 製キャスク

スタ表面温度が示されている。いずれのケースにおいても、給気口が閉塞されている０°側の温度は、キャニス
タ下部から温度が上昇している。一方、空気が流入している 270 °側は、通常条件よりも、流入空気量が増えているので、キャニスタ下部では温度が下がっている。その後、温度は上昇し、高さ約３ m から上では、閉塞している０°側の温度と同じ分布を示すようになる。この
結果から、50 ％閉塞条件での流れは、以下のようになっているものと推測できる。開いている給気口から流入

0

0
0

500

（a）通常条件

図 4-3-6

0
0

500

0

500

（b）50％閉塞条件

コンクリート胴部の等温図（CFS 製キャスク、90°断面）

した空気がキャニスタ側面の流路に達し、その後、閉塞している側の流路に回り込む。この回り込みは高さ約

トキャスクの除熱特性について、以下の結論を得た。

3m までに終わって、その後は、ほぼ一様に上昇してい・給気口 50 ％閉塞条件におけるコンクリート胴部の温く。熱遮へい板が高さ 2.5m から始まっていることも、度上昇量は、RC 製キャスクで最大５℃、CFS 製キャ

流れを安定させ、上方に向かう流れの形成に役立っていスクで最大 11 ℃である。コンクリートの温度制限値

ることが推測される。

として、機械学会の規格（5）では、短時間での温度と③して 175 ℃が示されており、この制限値は十分下回る

コンクリート胴部温度
図 4-3-5 及び 6 に、コンクリート胴部の等温図を示す。

通常条件の温度分布に比べ、50 ％閉塞により、排気口ことから、除熱評価上問題はないものと考えられる。
・冷却空気流量は、給気部分の形状の違いにより、RC周辺で高温領域が増加していることがわかる。

製キャスクの方が減少割合が小さく、約４％の減少で④あった。CFS 製キャスクでも、最大約 23 ％の減少で50 ％閉塞条件での結果のまとめ
以上の結果より、50 ％閉塞条件におけるコンクリー

あり、四つの給気口うち二つが塞がったとしても、閉

電中研レビュー No.52 ● 73

塞されていない二つの給気口から十分な空気が供給さを調べるため、一つの排気口から強制的に扇風機を使っれるため、キャスク各部の温度上昇量は小さい。

て空気を送り込んだが、流入条件が発生することはなか・ RC 製キャスクの場合には、給気口 50 ％閉塞による流れの偏りは給気口部分に限られる。一方、CFS 製キった。
b. 軸方向温度分布

ャスクの場合には、高さ約 3m 付近まで、空気の回り

図 4-3-8 および 9 にキャニスタ表面および中心バスケ込みが見られるが、それより上では、ほぼ一様に流れ

ットセルの温度変化を示す。閉塞前までは、キャニスタ

る。

内で生じる熱の約８割が空気で取り去られていたが、閉塞により空気の流出が止まり、このエネルギがコンクリ（2） 100 ％閉塞条件

ート胴部を通して熱伝導で外部に放出される。冷却空気①の流路に面するキャニスタ表面やライナ温度は、この影RC 製キャスクの結果

a.100 ％閉塞後の排気口空気温度の経時変化及びフロー

響を受けて比較的短時間に温度上昇する。キャニスタ内パターン

部やコンクリート内部は、熱容量が大きいため、温度上RC 製キャスクの排気口は、放射線ストリーミングの昇は緩やかである。キャニスタ表面の温度分布形状に、低減を目的に、出口部に十字状に鋼板が設置されている。

閉塞前後で大きな変化が見られないことから、キャニス

排気口上側では、高温の空気が僅かに流れ出ているのにタ側面では下から上に向かう自然対流が生じているもの

対し、下側では上側で出ていく分を補うだけの空気が内と推測される。

部へ流入している。しかし、流出する空気は極僅かで、ほとんど流出・流入していない状態である。この理由として、排気口ダクトの形状が挙げられる。RC 製キャス
クの排気口形状は、外側に向かってダウンステップ状であるため、高温の空気が浮力に逆らって下向きには流れにくく、ダクト内で高温空気が栓をした状態となっている。図 4-3-7 に RC 製キャスクの 100 ％閉塞条件での空気の流れの状態図を示す。排気口から流入・流出がほとんどないため、キャスク内部では、空気が循環しているものと考えられる。また、冷却空気による熱除去がない
ため、内部の熱は主に熱伝導で外側に伝わるだけで、熱が内部にこもりやすい。この流れの状態が安定かどうか

図 4-3-8

100％閉塞条件でのキャニスタ表面温度の変化（RC 製キャスク、０°方向）

図 4-3-9100 閉塞条件での中心バスケット温度の変化（RC 製キャスク、０°方向）

排気口からの流出はほとんどなし

内部に熱がこもり
温度上昇を続ける

図 4-3-774

100％閉塞条件での空気の流れ（RC 製キャスク）

０時間

24 時間

48 時間
180°

5000

5000

0°

5000
270°

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

180°

0°

90°
1000

1000

0

0 500 1000

0

1000

0 500 1000

00 500 1000

図 4-3-12

100％閉塞条件での冷却空気の流れ（CFS 製キャスク）

図 4-3-10 100％閉塞条件でのコンクリート胴部
温度の変化（RC 製キャスク 90°断面）ャスクで、空気の流入・流出が見られた原因としては、
c. コンクリート胴部の断面内温度の変化

排気口形状がアップステップ状であることが挙げられる。

図 4-3-10 に、コンクリート胴部の等温図の変化を示

高温の空気は、浮力で上昇しようとするため、アップス

す。コンクリートの高温領域が広がる様子が示されていテップ状の流路では、止まることなく流出する。一つずる。

つ給気口を塞いでいくと徐々に排気口での流出空気が少②CFS 製キャスクの結果

a. 100 ％閉塞後の排気口空気温度の経時変化及びフロー

なくなり、全ての給気口を塞ぐと、一度、ほとんど流出がない状態となる。その後、排気口での流出と流入状態

パターンが形成される。どの角度から流入・流出するかは、キャ

次に、CFS 製キャスクの 100 ％閉塞条件での試験結果

スク内部でのキャニスタの偏りや周囲環境（風など）あについて示す。図 4-3-11 は、排気口出口の空気温度のるいは偶然性に左右されるものと考えられる。また、四経時変化である。RC 製キャスクとは異なり、排気口でつの排気口のうち、いくつが流入となるかも、推測は困の 空 気 の 流 入 ・ 流 出 が 見 ら れ た。 0 ° 側 全 体 お よ び

難であるが、高温空気の流出が流れの主要因であり、そ270 °側の半分の排気口からは、キャスク内部への空気れを補うだけの空気が流入することを考えると、１〜２流入があり、その他の排気口からは、空気が流出した

個の排気口から流入することが予想される。本試験では、（図 4-3-12）。CFS 製キャスクの排気口は、中央に仕切一つずつ排気口を塞いでいるが、その塞ぎ方により流入板があり、左右に二分割された構造である。CFS 製キ

条件が変わることもあり得る。そこで、塞ぐ順番を変えて、流入条件が変化するかどうかを調べたが、変化は見られなかった。今回の試験条件では、０°と 270 °の半分が流入という状態が安定条件である。この状態は、48時間の試験期間中、変わることはなかった。
b. 軸方向温度分布
図 4-3-13 及び 14 にキャニスタ表面およびバスケット
中心セルの温度変化を示す。キャニスタ表面温度は、排気口からの空気の流入により、０°方向キャニスタ上部
で、通常条件の時よりも温度が下がる。バスケット中心
セルの温度も、０°および 270 °排気口からの空気の流

図 4-3-11

100％閉塞条件での排気口出口空気温度の経時変化（CFS 製キャスク）

入による温度低下の影響を受け、上部の温度上昇が下部の温度上昇に比べ少しだけ小さくなっている。

電中研レビュー No.52 ● 75

０時間

24時間

6000

6000

6000

5000

5000

5000

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

0

100％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（CFS 製キャスク）

0

0

0

図 4-3-13

42時間

0

500

図 4-3-15

0

500

500

100％閉塞条件でのコンクリート胴部温度の変化（CFS 製キャスク、90°断面）

表 4-3-3

100％閉塞条件での温度測定結果（閉塞後 24時間）
RC製

CFS製

コンクリート胴部（℃）

113（＋ 25） 101（＋ 19）

キャニスタ表面（℃）

250（＋ 44） 209（＋ 18）

バスケット中心セル（℃） 321（＋ 23） 247（＋ 19）
注：カッコ内は、閉塞前の定常状態での結果との差を表す④
図 4-3-14

100％閉塞条件での中心バスケットセル温度（CFS 製キャスク）

100 ％閉塞条件での結果のまとめ
以上の結果より、100 ％閉塞条件におけるコンクリー

トキャスクの安全性について、以下の結論を得た。
・給気口 100 ％閉塞条件におけるキャスク各部の温度上

c. コンクリート胴部の断面内温度の変化
図 4-3-15 に、90 °方向のコンクリート胴部の等温図を示す。試験は 48 時間継続したが、48 時間後のデータ

昇は、RC 製キャスクで最大 44 ℃、CFS 製キャスクで最大 19 ℃であり、この上昇量は安全上問題にはならない。

に一部欠損が生じたため、図には最終時間として 42 時

・ 100 ％閉塞時の空気の流れは、排気口部分の形状の違間後のデータを示す。コンクリートの高温領域が広がる

いにより異なる。ダウンステップ状の排気口を持つ様子が示されている。

RC キャスクの場合には、排気口での空気の流入・流③出がなく、内部に熱がこもりやすい。そのため、閉塞

温度変化
表 4-3-3 に、100 ％閉塞後 24 時間経過した時点での、後の温度上昇量も CFS 製キャスクに比べて大きい。

キャスク各部の最高温度を示す。これまで述べてきたよ

CFS 製キャスクの場合、排気口がアップステップ状

うに、RC 製キャスクの場合には、冷却空気の流入がなであるため、排気口での空気の流出と流入が見られた。

いため、通常条件からの温度上昇量が CFS 製キャスク

空気の流入・流出に伴い、空気で熱がある程度除去さに比べ、大きくなっている。100 ％閉塞条件で、24 時間れるため、閉塞後の温度上昇量は比較的小さい。

経過した時の最高温度の上昇量は、RC、CFS 製キャス

・ 48 時間試験を継続したが、温度は定常状態には至ら

クともに、安全上問題とならない値である。

76

ず、さらに温度は上昇を続ける。

４−４

除熱解析

使用済燃料の中間貯蔵では、これまで貯蔵容器として

4-4-1

金属キャスクが主に使用されており、金属キャスクにつ（1） 解析対象

いての除熱解析事例は、実験データとの検証も含めて、数多く発表されている

解析手法（1）〜（6）。一方、コンクリートキャ

解析対象は、4-1 〜 3 節までに示された実証試験に使

スクは、主に米国で実用化され、すでに多数のキャスク用した二種類のコンクリートキャスクである。

が使用されているが、除熱評価に関して、実験データが解析領域を図 4-4-1 に示す。キャスクおよびキャニス

十分ではなく、解析手法の検証も不十分であった （7）（8）。

タ内のバスケットの構造から、対称性を考えると 1/8 モ

数値計算による解析評価では、熱伝導解析だけで評価すデルでも評価が可能であるが、給気口 50 ％閉塞条件

る方法と冷却空気の流動・熱伝達を熱流動解析で解き、（四つある給気口のうち二つを塞ぐ条件）での解析評価

固体部分（キャニスタ内部とキャスク胴部）の熱伝導解を考慮し、1/4 モデルとした。

析とカップリングして解く方法がある。熱伝導解析のみ（2） 解析モデル・手法

で評価を行う場合には、冷却空気流量を浮力と流路抵抗のバランスから求め、空気との熱伝達がある部位に熱伝解析モデルは、キャニスタ内部と外部の二つのモデル

達境界を設定する。自然対流の熱流動評価は、実験デーに分かれている。キャニスタは、円筒形であるが、内部タによる検証が不可欠で、コンクリートキャスクの場合、には格子状のバスケットがあり、このバスケットの形状

流速が比較的遅く実験データと一致しにくいことも懸念

が除熱評価上重要であるため、x-y-z 座標系を用いた。

されるため、実験データの取得が必要である。

一方、キャニスタ外部は、冷却空気の自然対流が重要

そこで、著者らは、実物大コンクリートキャスクを使で、キャニスタとライナに挟まれた流路は、r-θ-z 座標

った除熱実証試験を実施し、その実験データを基に解析系でメッシュ分割が可能である。しかし、給排気口は、手法の構築・検証を行った。

四角いダクトであるため、r-θ-z 座標系だけでは、形状が正確に模擬できないため、境界適合座標系（BFC）
を用いた。

解析領域
断熱境界
建屋天井

解析領域

圧力＝一定

対称境界

断熱境界

対称境界

建屋内面

8m

9.15 m

入口流量：Q
入口空気温度：T

キャスク
対称境界

入口流量：Q
入口空気温度：T
床面

8m

建屋内面
8m

断層境界

図4-4-1

解析領域

電中研レビュー No.52 ● 77

キャニスタ胴
バスケット

中実棒
ヒータ部
模擬重量体

中空アルミブロック

図 4-4-2

解析メッシュ図（キャニスタ）以下に、キャニスタ内外のモデルについて記述するが、を使用した。模擬重量体、ヒータ、ヘリウムの熱伝導率

RC 製キャスクと CFS 製キャスクで、同じ手法を用い、は、温度依存性を考慮したが、等価物性を計算したバス

同様の成果を得ているため、本報告書では、CFS 製キケットのアルミ合金は温度依存性を考慮していない。
また、バスケット底面とキャニスタ底面、模擬重量体

ャスクについてのみ記載するものとする。
①

キャニスタ内部
キャニスタ内部には、ヘリウムガスが充填されている。

とキャニスタ底面、バスケットとバスケット挿入用ガイ
ドは完全接触条件とした。

ヘリウムガスは、熱伝導率が高い気体で、これまでの実

キャニスタ内部の解析には、FIT-3D コードを使用し験でも、対流効果が小さいことが確認されている。そこた。FIT-3D は、本来、熱流動解析コードで、これまでで、本解析では、キャニスタ内部は、熱伝導が支配的で

使用済燃料貯蔵施設の解析に使用してきたコードである。

あると考え、ヘリウムガスの対流効果を無視した熱伝導

今回は、流動解析機能を使わず、熱伝導解析コードとし解析モデルを使用した。CFS 製キャスクに用いたキャて使用した。

ニスタのメッシュ分割図を図 4-4-2 に示す。ヒータの発②

キャニスタ外部

熱は、高さ方向の発熱領域を考慮し、その部分の角棒

キャニスタ外部では、冷却流路内およびキャスク外表（中心位置の角棒のみ）に一様発熱として与えた。バス

面で、空気による自然対流熱伝達が行われる。また、コケット外周部は、x-y-z 座標系では形状模擬ができない

ンクリートキャスク胴内では、熱伝導により内部から外ため、キャニスタ外部モデルとの結合を行う際に、エネ部へ熱が伝わっていく。この空気の流動とキャスク内部

ルギバランスが保存されるように接続を行った。CFS

での熱伝導を一つのモデルで解析を行った。図 4-4-3 に製キャスク用のキャニスタは、アルミ製のバスケットで、

解析メッシュ図を示す。流路内では、キャニスタ表面でそのバスケットは、中空の矩形アルミブロックを組み上の自然対流を解析するため、メッシュ分割を細かく設定

げた構造をしている。解析モデルでは、このブロックをした。熱遮へい板の内側では半径方向に 20 分割、外側

アルミとヘリウムの混合材として扱った。混合材の熱伝では 12 分割とし、キャニスタ表面近傍で、最小高さ

導率は、x,y,z 方向で異なる値を使用した。メッシュ分

2.46mm とした。メッシュの総数は、R 方向 120、θ方

割数は、22 × 22 × 35 ＝ 16,940 である。

向 40、Z 方向 121 で、合計 580,800 である。図 4-4-4 に、キャニスタ内部では、熱伝導に加え、ふく射伝熱が重キャスク内面のモデル図を示す。ふく射については、冷要な伝熱因子である。本解析では、ふく射伝熱を等価熱

却流路およびキャスク外表面にふく射境界を設定した。

伝導率に置き換えて計算を行った。ヘリウム空間の熱伝浮力の扱いは、運動方程式の浮力項で考慮した。流れの導率は、ヘリウムの熱伝導率と等価熱伝導率を加えた値

解析は、乱流モデルとして RNG k-εモデルを使用した。

78

を適用した。適用箇所は、キャスク内部、外部、建屋壁、天井及び床面である。但し、対称面（0 °、90 °境界面）
排気口
冷却通路

はフリースリップ条件とした。
温度について、建屋外側（側面、天井、床面）、キャス
ク底面および対称面は断熱とした。
③

ふく射境界
ふく射については、対面間でのふく射を考慮した。ふ

く射を考慮した箇所は以下の通りである。
給気口

キャニスタ表面⇔熱遮へい板
キャニスタ表面⇔キャスク内側ライナ（熱遮へい板が

図4-4-3

解析メッシュ図無い高さのみ）キャニスタ表面⇔キャニスタサポート内側
キャニスタサポート外側⇔熱遮へい板

熱遮へい板

熱遮へい板⇔キャスク内側ライナ
キャスク側部⇔建屋壁

サポート

キャスク上部⇔建屋天井④
支持脚

キャニスタ内部モデルと外部モデルの結合条件
キャニスタ内部モデルと外部モデルは、キャニスタ胴内面で結合される。キャニスタ内部モデルと外部モデルの境界で計算される熱流束を受け渡して、収束計算を行
い、全体の温度分布および流速分布を求める。

図4-4-4

キャスク内面のモデル図（4） 解析条件
解析は、CFS 製キャスクの通常貯蔵時を対象に実施

解析コードは、汎用熱流体解析コード PHEONICS を使用した。時間差分は、半陰解法（SIMPLEST）を用した。表 4-4-1 に、解析条件を示す。解析は定常解析で
ある。

いた。

4-4-2

解析結果

（3） 境界条件①

流入、流出境界条件

キャニスタ内部モデルと外部モデルをリンクした全体

冷却空気の流入条件として、建屋の給気口に境界条件

解析の結果を以下に示す。図 4-4-5 は、建屋内全体でのを設定した。給気口の空気温度は、キャスク給気口での流速ベクトル図を示す。排気口から出た高温の空気が浮測定値を使用した。流量は測定を行っていないため、建力で上昇している様子が再現されている。

屋天井部ファン中心の空気温度とキャスク給気口の空気図 4-4-6 には、キャスク内部の冷却流路内での温度コ温度差からエネルギ上昇量の評価を行い、ヒータ総出力

ンタ図を示す。冷却流路内では、キャニスタ表面近傍にと等しくなるように空気流量を設定した。

自然対流による比較的速い流れがあり、この部分で温度流出境界は、建屋天井ファン部に圧力境界条件（P ＝0）を設定した。入口での乱流量は、乱流粘性係数が分子程度になるように設定した。
②

壁面境界条件
空気の流動に対し、壁面での流速条件として、対数則

表4-4-1

解析条件

対象キャスク
発熱量（kW）
給気口空気温度（℃）
給気流量（kg/s）

CFS製キャスク
22.6
27.5
1.086

電中研レビュー No.52 ● 79

建屋排気口

排気口

冷却流路

給気口

図4-4-7
図4-4-5

キャニスタ外部の温度比較

建屋内での流速ベクトル図やすい。実験では、キャニスタサポートによる流れの乱
れや熱遮へい板自身の凹凸による影響などで、ばらつきが大きくなっている。一方、解析では、完全な曲面でモ
熱遮へい板

デル化されているため、ばらつきは小さくなっている。
ライナ温度は、熱遮へい板が高さ 2.5m 以上にしかない

サポート

ため、高さ 2.5m 付近でキャニスタからのふく射が遮らキャニスタれる効果により、一旦温度が下がっている。この傾向は、解析結果とも良く一致しており、ふく射モデルが妥当でコンクリート胴部あることを裏付けている。キャスク外表面の温度は、キャスク上部の排気口周辺で、解析結果の方が高くなって冷却流路いる。解析結果で得られたキャスク内部の冷却空気流量は 0.326kg/s で、実験結果 0.363kg/s よりも小さく、従

図4-4-6

冷却流路内の温度コンタ図って排気温度は高くなる。実験での給排気温度差は52 ℃に対し、解析では 56 ℃であった。また、実験では、が高くなっている。冷却流路内では、熱遮へい板よりキ

コンクリート内部およびキャスク外表面の鋼板の熱伝導ャニスタ表面側の流路で大部分の空気が流れるが、熱遮により、排気口周辺の熱が下方により多く伝えられていへい板の外側でも、弱い上昇流が見られる。流路内では、る。図 4-4-8 には、キャスク周囲の空気温度の高さ方向

下降流や循環流は見られない。

分布を示す。解析結果の方が、キャスク高さまでは、低次に、キャスク各部について、解析結果と実験結果の比較を行う。
図 4-4-7 にキャニスタ外部の軸方向温度分布を示す。
キャニスタ表面温度は、全般に解析結果と実験結果が良く一致しているが、キャニスタ上面で、実験結果が解析
結果に比べ、温度が高くなっている。これは、実験の場
合、キャニスタ上面から、ヒータをキャニスタ内部に挿入する構造となっていて、熱が上下方向に伝わりやすくなっているのに対し、解析ではヒータの貫通部を模擬しておらず、熱の伝わりが少ないためである。熱遮へい板
は、非常に薄い板で、温度分布は冷却空気の影響を受け

80

図4-4-8

キャスク周囲の空気温度分布

くなっている。これは、設定した建屋内への流入空気量が、実際の場合より多く計算されていることが原因である。解析で、キャスク周囲の高さ方向温度分布が低く、給排気口での温度差が高いということは、ドラフト力が実験の場合よりも大きいことを意味しているが、流量は実験結果よりも小さくなっている。これは、解析で計算される流路の圧力損失が実験結果よりも大きくなっているためである。
図 4-4-9 に、キャニスタ内部モデルでの解析結果を示す。全体に解析結果の方が実験結果よりも低い結果となった。上述のように、キャニスタ表面温度は、上面で、

図4-4-11

冷却流路内の温度分布

実験結果よりも解析結果が低くなっており、キャニスタ
内部はこの温度に影響を受けたものと考えられる。
キャスク上面3.9％

図 4-4-10、11 に冷却流路内の空気流速および温度分
布を示す。流路内では、空気流速は測定できなかったた
め、実験結果との比較はできないが、熱遮へい板の内外

熱伝達 1.2％
ふく射 2.6％

冷却空気
79.9％

キャニスタ上面
熱伝達 1.1％
ふく射 0.3％

1.4％

キャニスタ側面

キャスク側面熱伝達70.3％
ふく射22.4％

92.7％

16.2％

熱伝達 8.9％
ふく射 7.3％

キャニスタ下面
熱伝達 5.7％
ふく射 0.2％

5.9％

図4-4-12

解析結果から得られた除熱配分

で大きな流量差があることが示されている。温度分布は、キャニスタ表面から 15mm 離れた位置とライナから30mm 離れた位置での測定結果があるが、全体流量が小
図4-4-9キャニスタ内部モデルの解析結果

さくなり、給排気温度差が大きくなっていることからも明らかなように、解析結果の方が温度が高くなっている。
図 4-4-12 には、解析結果から計算したキャニスタ表面およびキャスク表面での除熱配分を示す。CFS 製キャスクの場合、キャニスタ内部の発熱量のうち、約80 ％が冷却空気で外部に除去される。

4-4-3

まとめ

コンクリートキャスクの除熱評価手法を確立するため、キャニスタ内部と外部の二つのモデルを組み合わせた解析手法を構築し、実験データとの比較・検証を行った。
図4-4-10

冷却流路内の流速分布

解析は、通常貯蔵条件での定常解析で、RC 製および

電中研レビュー No.52 ● 81

CFS 製キャスクの両方に適用が可能である。得られた成果は、以下の通りである。
・コンクリートキャスクの解析手法を構築した。手法は以下の通りである。

③

二つのモデルは、キャニスタ内面で結合し、エネルギが保存されるように熱流束の受け渡しを行う。

・キャニスタ内部モデル単独で、実験データによる検証解析を行った結果、妥当性が検証された。但し、キャキャニスタ内部モデルは、x,y,z 座表系でメッシュ

ニスタ内面とバスケット等のギャップや接触部の扱い

分割を行い、熱伝導解析のみを適用した。ヘリウムのについては、保守側の仮定や実験データに基づく評価

対流効果は無視し、ふく射伝熱は等価熱伝導率に置きが必要である。

①

換えて計算を行った。

・キャニスタ内部モデルと外部モデルをリンクした全体

キャニスタ外部モデルは、BFC 座標系でメッシュ解析を行い、冷却空気流量や温度分布を実験結果と比分割を行い、空気の流動には熱流動解析を適用した。

較した。その結果、流量は誤差約 10 ％以内、キャニ

乱流モデルは RNG k-εモデルを使い、流路内の空気

スタ内の最高温度は誤差約７％以内でよく一致した。

はできるだけ細かいメッシュ分割（最小幅 2.46mm）

以上の結果より、本解析の妥当性が検証された。但し、を行った。また、キャスクだけでなく、キャスク周囲

解析結果は必ずしも、保守側の結果を与えるものではもモデルに含め、キャスク内部を流れる冷却空気量をないので、安全裕度の設定に注意が必要である。

②

計算する。

４−５

キャニスタの落下事故試験

キャニスタは貯蔵施設で輸送容器から取り出され、垂コンクリートキャスク

断熱フード

直姿勢あるいは水平姿勢でコンクリート製貯蔵容器に挿入され、貯蔵される。米国では、深層防護の観点から、万が一の落下や転倒等により衝撃荷重が作用する事象を想定した安全評価が米国規制委員会より公表されている。

鋼板

一方、キャニスタの落下事故等に関する実験事例は、国内を始め海外でも例が少なく、実物大キャニスタの変形除熱試験ヤードや損傷に関する基礎データの蓄積が必要である。
本試験では、除熱試験に供した２種類の実物大キャニ

落下試験ヤード

図4-5-1

コンクリート基礎厚さ（２m）

落下試験ヤード（赤城試験センター）スタを用いて実機と同等の二重溶接蓋を設け、非機構論的な事象を想定した落下試験を行い、キャニスタの構造
健全性（密封性能維持のための大変形や破損のないこと）
を評価した。なお、落下試験は、赤城試験センターに設置した落下試験ヤード（図 4-5-1 参照）で実施した。
本節では、以下の項目について述べる。

4-5-1

落下試験用試験体落下試験では、２種類のキャニスタ（タイプⅠとⅡ）を使用した。落下試験では、使用済燃料の重量を模擬するため、模擬重量体をバスケット内部に装填した。
図 4-5-2 および表 4-5-1 に、キャニスタの概要と主な①

キャニスタ蓋溶接（一次蓋および二次蓋の溶接）

②

密封試験

仕様を示す。PWR 燃料を 21 体収納し、いずれのキャニ③

非破壊検査（浸透探傷検査、超音波探傷検査）

スタ材料も、耐食性の高いステンレス鋼である。

④

落下試験

⑤

落下試験解析

タイプⅠは、上部遮へい体、一次蓋、二次蓋を積み重ね、一次蓋と二次蓋を胴部に片側から溶接する構造であり、バスケットは、スペーサプレート・ガイドチュー

82

二次蓋
二次蓋

一次蓋

一次蓋
上部遮へい蓋バスケット

ガイドチューブ
本体

本体

サポートロッドバスケットプレート
下部遮へい体［タイプⅠ］［タイプⅡ］

図 4-5-2

表4-5-1
仕
高
外

様
さ
径

燃料装荷時
重 量
材 質
バスケット
収納燃料
最大発熱量

キャニスタの概要

キャニスタの主な仕様
タイプⅠ
4630mm
1676mm

タイプⅡ
4470mm
1640mm

35ｔ

30ｔ

4-5-2

落下試験

表 4-5-2 に、落下試験条件を示す。落下試験では、ハンドリング事故を想定した非機構論的な事象として水平姿勢における取扱時転倒事象ならびに垂直姿勢におけるスーパーステンレス 二相ステンレス
ステンレス＋炭素鋼
アルミ
17× 17型 PWR21体 /キャニスタ
22.6kW/キャニスタ

取扱時落下事象等を想定し、水平姿勢における 1m 落下試験、垂直姿勢における６ m 落下試験を実施した。衝表 4-5-2

ブ・サポートロッドで構成される。タイプⅡは、厚肉の

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

転倒

落下

一次蓋と二次蓋を胴部に片側から溶接する構造であり、バスケットはアルミ合金製の板材を格子状に組み立てた落下試験条件

ハンドリング事故を想定した非機構論的な事象構造である。
図 4-5-3 に、蓋部の溶接フローを示す。浸透探傷試験
は、一次蓋と二次蓋における溶接開先面および溶接部とし、初層、中間層、最終層に対して実施した。超音波探傷試験は、蓋表面から斜角探傷法、キャニスタ側面からの垂直探傷法により実施した。密封試験は、JISZ2331＊「ヘリウム漏れ試験方法」に準拠して実施した。

落下姿勢

水平

垂直

高さ

１m＊

６m＊＊

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

転倒による衝撃エネルギーと等価な衝突エネルギーを自由落
下により付与＊＊貯蔵容器高さからの落下

落下試験計測準備① 計測センサ取付け加工② キャニスタ一次蓋の加工③ 開先面・開先合せ検査④ バスケット・模擬重量体挿入

一次蓋溶接⑤ 一次蓋・溶接機設置⑥ 一次蓋溶接・検査
浸透探傷・超音波探勝傷・密封⑦ ポートカバー溶接・検査
浸透探傷

二次蓋溶接
⑧ 二次蓋加工⑨ 二次蓋・溶接機設置⑩ 二次蓋溶接・検査
浸透探傷・超音波探傷・密封

模擬重量体装荷

二次蓋溶接

超音波探傷検査

図 4-5-3

蓋部の溶接フロー

電中研レビュー No.52 ● 83

突面は、非降伏面相当とし、厚さ 50mm の鉄板を取り

図 4-5-6 に、衝突面に直撃した蓋溶接部の断面マクロ

付けたコンクリートブロック（厚さ 2m ×幅 13m ×長さ

撮影写真を示す。一次蓋溶接部にはき裂の発生が見られ、10m、重量約 550 トン）を設置した。

蓋仮付け溶接部から初層まで至っている。溶接施工時に計測項目は、構成部材の各部分の加速度およびひずみ

は、熱収縮による胴板の内側方向への倒れ込みが生じる等である。なお、落下試験後に密封試験を実施し、キャ

ため、キャニスタを水平に落下させると倒れ込み部の始ニスタの密封性能を確認した。

点を起点に曲げモーメントが発生したことが原因と考えられ、熱変形の低減や直接溶接部に衝撃が加わらないた（1） 水平落下試験

めの設計上の配慮も必要である。

図 4-5-4 に、水平落下試験の実施状況と計測データの一例を示す。なお、加速度波形は、１ kHz のローパス（2） 垂直落下試験

フィルターで処理している。キャニスタ蓋部には、

図 4-5-7 に、垂直落下試験の実施状況と計測データの436G の最大衝撃加速度は発生しているが、キャニスタ

一例を示す。なお、加速度波形は、１ kHz のローパスの衝突部で若干変形が生じたのみである。

フィルターで処理している。キャニスタ胴中央部には、

図 4-5-5 に、二次蓋溶接部の密封試験の状況を示す。
試験後の密封試験の結果、いずれの溶接部も 1.0 × 10

−9

3

溶接部

板が衝突時の燃料の慣性力により凸状に変形した。
試験後の密封試験の結果、いずれの溶接部も 1.0 × 10 − 9

Pa ・ m /s 以下であり、密封性能は健全であった。

図 4-5-41153G の最大衝撃加速度は発生しており、キャニスタ底

水平落下試験の実施状況と計測データ（加速度記録波形）の一例

密封試験孔
He

He
Heリークディテクタ

一次蓋

図 4-5-584

二次蓋

二次蓋溶接部の密封試験の状況

図 4-5-6

蓋溶接部の断面マクロ撮影写真

（バスケットの変形）（キャニスタ底板の変形）（落下試験前）（落下の瞬間）（加速度記録変形）

図 4-5-7

垂直落下試験の実施状況と計測データの一例

Pa ・ m3/s 以下であり、密封性能は健全であった。また、試験後に撮影した蓋溶接部の断面マクロ写真より、溶接部に有意な変形やき裂の発生は、みられなかった。

4-5-3

落下試験解析

衝撃荷重を受けるキャニスタの衝撃挙動や、各部位に（水平落下）

発生する変形状態を詳細に把握するため、衝撃応答解析
コード LS-DYNA3D を用いて衝撃応答解析を行い、キャニスタ各部に生じる加速度やひずみを評価した。
図 4-5-8 に、落下解析モデルの有限要素分割図を示す。

（垂直落下）

図 4-5-8

落下解析モデルの有限要素分割図

キャニスタの形状および落下姿勢を考慮し、水平落下解
析には 1/2 面対称モデルを、垂直落下解析には 1/4 面対

表 4-5-3

落下解析に用いた材料物性

称モデルを用いた。初期条件として、想定した落下高さ
からの自由落下速度を全節点に入力した。
解析モデルについては、落下衝撃時におけるキャニス
タ本体の挙動のみならず、バスケットに発生する変形や模擬重量体との相互作用を評価するため、全ての部位について実物に沿ったモデルとした。また、一次蓋、二次

材

料

スーパー
ステンレス鋼

二相
ステンレス鋼

密度

8.0g/cm3

8.0g/cm3

ヤング係数

192GPa213GPa

硬化係数1012MPa

786MPa

降伏応力407MPa664MPa

ポアソン比

0.31

0.27

蓋における溶接部は、キャニスタ本体と剛結しているものと仮定し、節点共有とした。
表 4-5-3 に、落下解析に用いた材料物性を示す。材料

モデルについては、母材を用いた材料試験結果より、バ
イリニアの応力−ひずみ関係で与え、Von-Mises 型の降電中研レビュー No.52 ● 85

表 4-5-4
評価部位

4-5-4

落下解析のまとめ相当塑性ひずみ

容器本体

水平落下
8.4％

垂直落下
5.0％

一次蓋

5.3％

2.6％

二次蓋

5.4％

7.0％

まとめ

落下高さ１ m からの剛な衝突面への水平落下および６ m からの垂直落下のいずれの試験においても、密封機能の健全性が維持され、キャニスタ各部位の局所的に
図 4-5-9

落下試験解析結果と実験値の比較

発生するひずみは、いずれも 10 ％以下の値であり、使用する材料の破断に相当するひずみ（20 ％以上）に比伏曲面を有する等方硬化モデルとした。

べ小さい。また、衝撃応答解析コード LS-DYNA3D に

図 4-5-9 に、落下試験解析結果と、落下試験で本体により推定した本体のひずみは、試験結果を良く再現して発生した加速度値と比較して示す。いずれの姿勢においおり、これらの姿勢の評価においては十分な精度で追跡ても、解析で得られた最大加速度は、実験値と良い一致が可能である。

を示しており、十分な精度で再現されている。

以上より、キャニスタの構造健全性として確保すべき

表 4-5-4 に、解析結果のまとめを示す。解析で発生し溶接部の密封性能については、使用済燃料の現実的な破たひずみは、溶接部近傍で最大 8.4 ％発生しているが、損評価が想定される設計加速度の範囲内では、損なわれキャニスタに使用される材料における設計最大引張強さることはない。

に相当するひずみ（20 ％以上）に比べれば十分小さい
値である。

86

コラム２：キャニスタ内ヘリウム漏えい検知方法の開発
コンクリートキャスクでは、使用済燃料は、キャた。

ニスタ内に収納され、蓋部は溶接されている。よっなお、図 C2-1 は、キャニスタ表面の温度計測位て、キャニスタは、密封機能を有している。なお、

置ならびに給気口温度計測位置を示したものである。

密封機能維持の確認の観点から、検査ができる設計が求められている。このため、キャニスタ内部のヘC2-2リウムが漏えいした際に、ヘリウムの対流効果が低C2-2-1

試験結果
ヘリウム漏えい検知方法の予備的検討

減することによるキャニスタ側面の表面温度変化を

ヘリウム漏えい検知方法を構築するために利用して、ヘリウム漏えいを検知する方法（1）が、提CASE1 試験を実施し、温度データの分析を行った。

案されている。しかし、その温度変化量は小さく、

図 C2-2-1-1 に、ヘリウム漏えい前後のキャニスタ

この方法では、微少漏えいや発熱量の小さい長期貯

表面温度および給気口での空気温度とキャニスタ内

蔵時に対する検知信頼性が不十分である。

圧の関係を示す。

ここでは、キャニスタ内のヘリウム漏えいをキャ

なお、ヒータ出力 22.6kW での定常状態で、キャニスタ表面の温度情報から早期かつ高い信頼性で検知する方法を開発することを目的として、実物大コ
ンクリートキャスクを用いたヘリウム漏えい試験を
実施した。
C2-1

試験ケースおよび温度計測位置

RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクを用いて、ヘリウム漏えい試験を実施し、キャニスタ内のヘリ
ウム内圧とキャニスタ表面温度の関係を調べた。表
C2-1-1 に、試験ケースを示す。
試験では、キャニスタ内に、初期の常温状態で、大気圧（ゲージ圧で 0kPa）レベルのヘリウムが充てんされており、ヒータ発熱によるキャニスタ内部の昇温とともに内圧が上昇し、初期貯蔵状態を模擬
した発熱量 22.6kW の定常状態においては、キャニ
スタ内圧が CFS 製キャスクにおいて 56kPa、RC 製
キャスクにおいては 59kPa になった。CASE1 およTin

び CASE3 は、この状態から、キャニスタ上部に設けられたヘリウム充てんポートのバルブを開放し、

図 C2-1

ヘリウム漏えいを生じさせた。また、CASE2 にお温度計測位置

いては、初期の常温状態において、ヘリウムを約
60

100kPa 充てんした状態から、発熱量 22.6kW で昇温して、定常状態にした。この時の内圧は、151kPa

200

50

であり、この状態から、ヘリウム漏えいを生じさせ圧力（kPa）

試験ケース

CASE No. キャスク 初期圧力 最終圧力タイプ （kPa） （kPa）

漏えい率（Pam3/s）

CASE 1 CFS製
キャスク

56

5

4.86× 10CASE 2

CFS製
キャスク

151

1

5.16

CASE 3

RC製
キャスク

59

1

3.60× 10

−1

30

100

20

各部温度（℃）

表 C2-1-1

150
40

50
10
0
−96 −72 −48 −24 00
24 48 72 96 100

時間（h）

図 C2-2-1-1

キャニスタ表面温度と圧力の関係

電中研レビュー No.52 ● 87

ニスタ内圧は、56kPa であり、試験では、キャニスは著しく低下することが分かる。また、図 C2-2-1-4

タ上部に設置してあるバルブを開放し、約４日間では、通常時におけるヘリウム漏えい０時間からのキ

5kPa までヘリウムを漏えいさせた。この後、バルャニスタ表面各点での温度変化を示す。また、図ブを全開にし、圧力を大気圧レベル（ゲージ圧でC2-2-1-5 は、ヘリウム漏えい時の０時間からのキャ

0kPa）まで落とし、バルブを閉めた。図から分かる

ニスタ各点の温度変化を示している。

ように、キャニスタ表面温度は、給気温度に左右さ

特に、図 C2-2-1-5 から分かるように、ヘリウムれるため、ヘリウム漏えいが原因となる表面温度変漏えい後のキャニスタ上部中心と底部中心の温度差

化と給気温度による表面温度変化を区別する必要がは、ヘリウム漏えい開始から 60 時間後で８℃程度付ある。図 C2-2-1-2 は定常時のキャニスタ表面温度

いている。

分布、図 C2-2-1-3 は、リウム漏えい時のキャニス
タ表面温度分布の変化を示す。

88

したがって、キャニスタ底部中心温度（TB）から
上部中心温度（TT）を引いた温度差をΔ TBT と定義

通常時では、キャニスタ表面温度は、給気温度の付け、Δ TBT の変化を監視することにより、ヘリウ

増減に追従して変化するのに対して、ヘリウム漏え

ム漏えいを検知できるかどうかを調べることとした。

い後は、特に、キャニスタの底部中心の温度が著し

図 C2-2-1-6 は、Δ T BT とヘリウム内圧の関係、図く上昇するのに対して、キャニスタ上部中心の温度

C2-2-1-7 は、Δ TBT と給気温度の関係を示したもの

図 C2-2-1-2

キャニスタ表面温度（通常時）

図 C2-2-1-4

キャニスタ表面温度変化（通常時）

図 C2-2-1-3

キャニスタ表面温度（漏えい時）

図 C2-2-1-5

キャニスタ表面温度変化（漏えい時）

図 C2-2-1-6 Δ TBT と圧力（CASE1）

図 C2-2-1-8

発熱量とキャニスタ表面温度

よって、貯蔵期間が長くなるにつれ、Δ TBT は減
少しており、ヘリウム漏えい時に見られるΔ TBT が上昇する現象とは相反することから、ヘリウム漏えい検知を判断する際の妨げる要因とはなっていない。
また、発熱量の小さい長期貯蔵時（貯蔵 40 年後：10kW）においても、ヘリウム漏えい時のΔ T BT の有意な上昇が期待されることと給気温度変化の利用から、検知可能と予想される。
なお、本検知方法で用いている原理は、キャニス
タ内の圧力変化情報をキャニスタ表面温度変化情報
図 C2-2-1-7 Δ TBT と給気温度（CASE1）に変換することであることから、検知の限界は、すなわち、圧力変化が検知できる限界と同等となる。
本試験ケースでの漏えい率は、４日間の漏えいでである。

10 − 1Pa ・ m3/s であることからその二桁程度長い期

ヘリウム漏えいとともに、Δ TBT に約 8 ℃の上昇

間（約１年）の漏えいが圧力変化を検知できる限界が観られる。また、給気温度変化とΔ TBT の変化をであると仮定すると、10 − 3Pa ・ m3/s 程度となる。

比べると、ヘリウム漏えい後の現象が落ち着いた状
態では、Δ TBT は、給気温度の変動に追従している

C2-2-2

本検知方法の適用性確認

が、ヘリウム漏えいの過渡時では、給気温度が下が（1） キャニスタ内圧が高い場合（CASE2 試験）ってもΔ T BT が上昇する傾向が観られることから、キャニスタ内ヘリウムの圧力を 151kPa まで加圧

Δ T BT と給気温度を合わせて監視することにより、した状態から約１日で 36kPa まで低下させ、その後、漏えいの早期検知が可能であると考えられる。また、

約 3 時間で 1kPa に落とす試験を実施した。図 C2-2-

図 C2-2-1-8 キャニスタの発熱量とキャニスタの表

2-1 はΔ T BT と圧力の関係であり、図 C2-2-2-2 は、面温度分布の関係を示しており、22.6kW（貯蔵初期）

Δ TBT と給気温度の関係である。なお、一連の漏えでは、Δ TBT は 14.7 ℃、16kW（貯蔵 20 年後）では、

い率は 5.16（Pa m3/s）となる。

Δ TBT は 13.2 ℃、10kW（貯蔵 40 年後）では、Δ TBTは 10.2 ℃となっている。

この試験結果から分かるように、ヘリウム内圧が高い状態から漏えいが生じると、キャニスタ内ヘリ

電中研レビュー No.52 ● 89

図 C2-2-2-1

TBT と圧力（CASE2）
図 C2-2-2-3

内圧とキャニスタ表面温度（2） キャスクの種類が異なる場合（CASE3 試験）RC 製キャスクを用いたヘリウム漏えい試験を実施した。図 C2-2-2-4 は、Δ TBT と圧力の関係であり、
図 C2-2-2-5 は、Δ TBT と給気温度の関係である。今回用いた RC 製キャスクでは、冷却空気が直接キャ
ニスタ底部に衝突する流路構造となっていることから、キャニスタ底部は CFS 製キャスクよりも温度が低くなる傾向がある。このため、キャニスタ底部温度からキャニスタ上部温度を引いて求めたΔ TBT は、
CFS 製キャスクとは異なり、マイナスの値となって
図 C2-2-2-2

TBT と給気温度（CASE2）いるが、ヘリウム漏えい時のΔ TBT は、CFS 製キャ
スクの場合と同様に上昇している。なお、この際のウムの対流効果の低減が大きいことからΔ TBT の変化も大きくなり、検知感度が良好になる。ここでは、ヘリウム漏えい後、Δ TBT は約 20 ℃上昇している。
また、図 C2-2-2-3 は、キャニスタ内のヘリウム
圧力とキャニスタ表面温度分布の関係を示したものである。
ここでは、給気温度を 33 ℃に換算した上で比較している。なお、33 ℃は、日本全国で観測された気温を基に求められた設計用外気条件の一例である。それぞれ、加圧（151kPa）では、Δ TBT が 1.8 ℃、通常（56kPa）では、Δ TBT が 17.9 ℃、ヘリウム漏えい（0kPa）では、Δ TBT が 23.9 ℃となっている。この図より、ヘリウムの対流効果が存在することがキャニスタ表面温度の違いから推測される。

90

図 C2-2-2-4 Δ TBT と圧力（CASE3）

ニスタ上部中心の温度は著しく低下することが分かった。そこでキャニスタ底部中心の温度からキャニ
スタ上部中心の温度を引いた値をΔ TBT と定義付けた。ヘリウム漏えい時には、この値は大きく増加することから、Δ TBT の監視がヘリウム漏えい検知に対して有効であることがわかった。また、給気温度が夜間低下する際にもΔ TBT が単調に一定値に向かって上昇する。よって、キャニスタ上部中心、キャニスタ底部中心および給気口の計３箇所の温度情報のみを用いて、キャニスタ内のヘリウム漏えいの早期検知が可能であることが分かった。
なお、本検知手法の特徴は、以下の通りである。
１）キャニスタ内圧を高めるほど検知感度が良好に
図 C2-2-2-5 Δ TBT と給気温度（CASE3）なる。
２）発熱量の小さい長期貯蔵時においても信頼性が高い検知が可能である。

ヘリウム漏えいは、約２時間で 59kPa から１ kPa に３）貯蔵期間による発熱量の低減により、漏えい検

落としており、漏えい率は、3.60 × 10（Pa m 3/s）

知を誤認することはない。なお、本システムで検と大きなものとなっている。よって、キャニスタ内知できる漏えい率の限界値は、約 10 − 3Pa ・ m3/s

部のヘリウム対流効果の減少がキャニスタ表面温度に伝わるまでに時間遅れが生じているが、１日後に
Δ TBT は約８℃上昇している。
C2-2-3と考えられる。
４）流路形状の異なるコンクリート容器でも本手法が適用できる。

結論

本試験において、ヘリウム漏えいが生じると、特にキャニスタ底部中心の温度は著しく上昇し、キャ

電中研レビュー No.52 ● 91

コラム３：除熱性能に優れたコンクリートキャスク蓋部構造の開発
コンクリートキャスクの特徴の一つは、キャスク

つながらない工夫が必要である。一般に、コンクリ

内部に、冷却空気を取り込み、自然対流で内部の熱ートキャスクの給排気口は、ストリーミングを低減の大部分を外部に放出する方式をとっていることでさせるために、屈曲構造となっている。圧力損失のある。これは、コンクリートが金属に比べ、熱伝導観点からは、屈曲構造よりも直線構造の方が望まし率が小さく、使用最高温度が低いため、金属キャス

いが、直線構造では、要求される遮へい性能を満足

クのように、本体胴の熱伝導だけでは、十分な除熱できない場合が多い。

性能が得られないことが原因である。コンクリート

以上述べたように、コンクリートキャスクの除熱

キャスクのメリットである経済性を、より向上させ性能向上の観点から、圧力損失が小さく、遮へい性るためには、遮へい性能の面から、金属キャスクに能も満足する新たな給排気口を開発することは有意

比べ、本体胴の厚さが大幅に増し、全体重量も増加

義である。

しているコンクリートキャスクのコストを少しでも低減することが重要である。そのためには、コンク
リートキャスクの除熱設計の合理化が有効と考えら
れる。

C3-1

新たな排気口設計の概念

従来のコンクリートキャスクの構造を見ると、給排気口の屈曲部を直線構造にすることにより、圧力

4-1 〜 3 節で示されているように、従来のコンクリ

損失の低減を図れることは、容易に発想される。さートキャスクの除熱設計は、安全裕度の少ないもの

らに、排気口については、流路を直角に曲げてキャになっている。これは、コンクリートの物量を少し

スクの側面に付けるのではなく、キャニスタ側面のでも低減させるとともに、構造を簡素化しているこ流路をそのままキャスク上面に向けた方が圧力損失とが大きな要因となっている。

は小さくなる。しかし、このような排気口の形状を

除熱性能を上げるための一つの方法は、冷却空気採用した場合、如何に遮へい性能を満足させるかがの浮力効果を増加させるために、ドラフト高さ（給問題となる。ここで、著者らは遮へい性能を満足さ

排気口の高低差）を高くすることであるが、その分、せる方法として、鋼製の中実棒と高分子材料を入れキャスクの高さが増し、コンクリートの物量も増加

た鋼管を流路内に配列する方法を考案した。鋼製中することにつながってしまう（図 C3-1）。また、も実棒は、ガンマ線遮へい用であり、高分子材料を入う一つの方法は、冷却空気流路の圧力損失をできるれた鋼管は、中性子線遮へい用である。これらの管だけ小さくすることであるが、遮へい性能の低下に群を適切に配置（管の大きさ、数、位置など）する
ことにより、十分な遮へい性能を持たせることが可能である。遮へい性能については、3-4 節に示され給排気口の屈曲を無くして、直線構造にすれば圧力損失が減少するが、遮へい性能が満足されない。

ている通り、実験により検証しているため、本節では、除熱性能についてのみ記述することとする。
さらに、今回提案の構造の特徴は、流路を形成している管群部分を蓋構造の一部としていることと、管群部分を分割式（実験では８分割）にしている点

中性子遮へい材および断熱材

ドラフト高さドラフト高さを高くすると、浮力効果は上がるが、コンクリートの物量が増加する。

高分子材料を含む鋼管（中性子線遮へい用）
鋼製中実棒（ガンマ線遮へい用）
・管群による遮へい構造として、除熱性能と遮へい性能の両立を図る
・蓋構造の一部を構成している・分割方式で、各分割部分ごとに着脱が可能前提条件：
・自然対流に基づく除熱方式
・ファンなどの動的機器を用いない
キャニスタ

図 C3-192

コンクリートキャスクの除熱性能向上に関する課題

貯蔵容器本体図C3-2

流路を曲げずにそのまま上に延ばすことにより、圧力損失を低減させる

新たな排気口設計の概念

にもある（以下、低圧損蓋と呼ぶ）。管群部を本体に組み込むことも可能であるが、蓋部に組み込むことにより、コンクリートキャスク本体胴部の構造を単純化させ、製作を容易にしている。また、分割方
式にすることにより、管群部の一部を取り外してコンクリートキャスク内部（例えば、キャニスタ表面など）の観察（あるいは検査など）が可能な構造となっている（流路が直線的であるため、管群部を外さずに、そのままファイバースコープ等を挿入して内部を観察する場合にも、屈曲構造に比べて、操作性は良い）。
なお、今回の提案では、以下の点に留意が必要で

図C3-4

ある。

管群部の拡大写真

・従来のコンクリートキャスクで、排気口が側面に

4-2 節で述べられているように、今回除熱試験に付いている一つの理由として、屋外に貯蔵された場

使用した二種類のコンクリートキャスクのうち、合に、雨水が内部に入りにくくすることが挙げられ

RC 製キャスクでは、制限値を超えるコンクリートる。今回提案の方式は、屋外に貯蔵した場合には、温度が測定された。従って、RC 製キャスクに対し雨水がそのまま内部に浸入するため、屋外の貯蔵にて、新提案の低圧損蓋を適用して実験することが望は不向きである。従って、基本的には、貯蔵建屋内

ましかったが、すでに試験を終了していたため、に設置される場合を想定している。

CFS 製キャスクを対象に、設計・製作を行った。

・管群構造による流路形状は、給排気口のいずれに

なお、試験の目的が除熱性能であるため、中性子も適用は可能であるが、排気口のみに取り付けるこ線の遮へい体は取り付けなかった（管郡部の鋼管内とで、十分な除熱性能の向上が図れることや、給気には、何も入れず、空気が入った状態である）。

口部分に取り付けるスペースが少ないこと等を考慮し、今回は排気口部分にのみ適用することとした。

C3-3

除熱試験

低圧損蓋を CFS 製キャスクの既存の蓋と交換してC3-2

実験用低圧損蓋の試作

C3-1 節で述べた設計概念に基づき、その除熱性能を検証するため、実験用蓋部を試作した（図 C3-3、4）。製作した蓋部は、4-1 〜 3 節で述べられている実物大コンクリートキャスクによる除熱試験で使用し、取り付け、既存の排気口を塞いで試験を実施した。
試験条件は、通常時（ヒータ出力 22.6kW）を対象とした。
以下に、既存の蓋を付けた場合との比較として、試験結果を示す。

除熱性能を明らかにした。
（1） 冷却空気図 C3-5 に、流路内の冷却空気の軸方向温度分布
6000
内側流路（従来型）
外側流路（従来型）
内側流路（低圧損蓋）
外側流路（低圧損蓋）

高さ（mm）

5000
4000
3000
2000
1000
0

図C3-3

低圧損蓋の全体写真

0

図C3-5

20

40
60
温度（℃）

80

100

冷却空気０°の軸方向温度分布

電中研レビュー No.52 ● 93

を示す。熱遮へい板の内側流路および外側流路の両じとなり、その結果として表面温度の差異が小さく方において、従来型の結果に比べ、温度が低下してなっている。一部、相違が見られる箇所は、キャニいる。冷却空気流量を比較すると従来型では、0.363

スタ蓋部付近で、低圧損蓋の結果の方が温度が低く

kg/s であるのに対して、低圧損蓋では、0.416kg/s

なっている。これは従来型の場合、排気口の屈曲部となり、14.6 ％増加した。一方、排気口での温度分があるため、キャスク蓋部とキャニスタ蓋部の空間布が大きいことと、排気流速も分布があることから、に高温の空気が流れ込み易いのに対して、低圧損蓋

排気温度の設定が困難であることが判明した。排気の場合には、ダクトがストレートなため、この空間

流速や温度の評価は、除熱設計の重要な因子であるに空気が流れ込みにくくなっていることが原因の一ため、今後、評価手法を構築することが必要である。

つと考えられる。

（2） ライナー温度

発熱量が同じで、キャニスタ表面温度も同じである

図 C3-8 は、キャニスタ内部の温度比較である。
図 C3-6 にライナ 0 °の軸方向温度分布比較を示ことから、内部温度も、ほとんど差異は観られない。

す。両方とも上部に向かって、温度差が上昇していくが、低圧損蓋の結果は、従来蓋に比べ、約 10 ℃温（4） 貯蔵容器図 C3-9 に、コンクリート内部（90 °断面）の温度が低下している。

度分布の比較を示す。従来蓋では、排気口内側近傍（3） キャニスタ温度のコンクリート最大温度が 83 ℃であるのに対して、

図 C3-7 はキャニスタ表面の軸方向温度分布である。従来蓋と低圧損蓋で、ほぼ同じ温度分布となっ6000ている。キャニスタ表面温度は、表面での熱流束お

6000
従来型
低圧損蓋

5000

高さ（mm）

よび自然対流熱伝達により決まるが、キャニスタ内部の発熱量が同じであるため、表面での熱流束が同G2（従来型）
G6（従来型）G11（従来型）
G2（低圧損蓋）G6（低圧損蓋）G11（低圧損蓋）

5000
4000
3000
2000

高さ（mm）

1000
4000
0
3000
2000

100
150
温度（℃）

200

0

50

図C3-8

ガイドチューブの軸方向温度

250

1000
0

0

10

20

図C3-6

30

40
50
60
温度（℃）

70

80

低圧損蓋

90

従来型
冷却空気温度
Tin＝ 33℃
Tount＝ 68.9℃
Δ T ＝ 35.9℃

6000

ライナ０°の軸方向温度分布

冷却空気温度
Tin＝ 33℃
Tount＝ 85.1℃
Δ T ＝ 52.1℃

6000

5000

5000

4000

4000

3000

3000

2000

2000

1000

1000

6000
従来型
低圧損蓋

高さ（mm）

5000
4000
3000
2000
1000
0

0

図C3-7

94

50

100
温度（℃）

150

キャニスタ表面０°の軸方向温度

200

0

0
0

500

図 C3-90500

コンクリート内部０°温度分布の比較

低圧損蓋では、この部分の温度が 73 ℃となり、
表C3-1

10 ℃低くなっている。また、長期間のコンクリート
制限温度である 65 ℃を超える領域も少なくなってい低圧損蓋と従来蓋の各部温度および流量の比較る。なお、給気温度を 33 ℃に換算して比較している。
C3-4

まとめ

低圧損蓋（22.6kW） 従来型（22.6kW）
給気温度（℃）

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

73（−10）83

蓋部最高温度（℃）

119（−13）132

キャニスタ表面最高温度（℃）

19（−1）

192

キャニスタ表面最低温度（℃）

12（−2）

123

ガイドチューブ最高温度（℃）

228（0）

228

空気温度上昇度（℃）

42（−10）52

冷却空気流量（kg/s）

0.416（＋14.6％）

0.363

表 C3-1 は、圧損蓋と従来型の各部温度および流量の比較を示したものである。低圧損蓋を用いることにより、従来のコンクリートキャスクに比べて、冷却空気流量が 14.6 ％増加し、給排気温度差も低減
することが分かった。
また、コンクリート最高温度も 10 ℃程度低減する（

33）内は、「従来型（22.6kW）」からの差ことから低圧損蓋の除熱性能上の有効性が示された。

電中研レビュー No.52 ● 95