157

PWR において 73dpa まで照射されたステンレス鋼の IASCC 特性と機械的特性
IASCC Properties and Mechanical Properties ofStainless Steel Irradiated to 73dpa in a PWR
西岡弘雅（Hiromasa Nishioka)＊ 1 福谷耕司（Koji Fukuya)＊ 1

藤井克彦（Katsuhiko Fujii)＊ 1

忠彦（Tadahiko Torimaru)＊ 2

鳥丸

要約 PWR で 73dpa まで照射された冷間加工 SUS316 ステンレス鋼について，IASCC 特性と機械的挙動を調べた．PWR 1 次系冷却材模擬水中の低歪速度引張試験で粒界割れ感受性が照射量とともに増加することが確認され，不活性ガス中においても粒界割れ感受性が認められた．単軸定荷重試
験で調べた IASCC 破断応力は高照射領域では耐力の半分程度まで低下した．変形させた試験片の表面すべり段差観察により，照射により変形の不均一性が増加するが高照射量では飽和傾向にあった．温度− 196℃から 150℃までの衝撃試験では，低温，高照射量で粒界破壊が生ずることが確認され，照射により粒界強度が低下することが示唆された．
キーワード

ステンレス鋼，中性子照射，照射誘起応力腐食割れ，変形，粒界，定荷重試験，衝撃試験

Abstract
IASCC properties in simulated PWR primary water and mechanical behavior were
investigated in SUS316 stainless steels irradiated up to 73dpa in a PWR. The susceptibility tointergranular failure was increased with dose under SSRT testing in water and was also detectedunder inert gas environment. Uniaxial constant load testing revealed that IASCC failure stress wasalmost half of the yield strength in high dose range. Observations of the surface slip step of deformed
specimens showed that deformation localization increased with dose and saturated at around 30
dpa. Impact tests at temperatures from − 196℃ to 150℃ showed that intergranular failure
occurred to higher extent at lower temperature and higher dose, indicating that the strength ofgrain boundary decreased with dose.
Keywords

stainless steel, neutron irradiation, IASCC（irradiation assisted stress corrosion cracking）,
deformation, grain boundary, constant load test, impact test

1. はじめにとが重要である(3)．
筆者らは PWR 実機で照射された炉内計装用シン

照射誘起応力腐食割れ（irradiation assisted stress

ブルチューブを用いた研究を進めており，これまで

corrosion cracking：IASCC）は，高温水中で中性子に 53dpa まで照射されたステンレス鋼では溶存水素照射されたステンレス鋼に発生する粒界割れである．

濃度に依存して高い IASCC 感受性を示すことやア

この現象は軽水型発電用原子炉の炉内構造物の高経

ルゴンガス中においても粒界割れが発生することを年化に対する重要な技術的問題として認識されてい報告した(4)(5)．また，中性子照射による材料のミク

る．加圧水型原子炉（pressurized water reactor：

ロ組織や粒界偏析について詳細な分析を行うとともPWR）では IASCC 損傷事例としてバッフルフォーに (6)(7)，それらと IASCC の関係を照射後焼鈍試験

マボルトの損傷が知られており，IASCC 発生条件，

により調べ，IASCC 発生にはミクロ組織変化や照射発生機構や発生寿命について研究が行われている (1)

硬化が主要な寄与因子であることを示した(8)(9)．さ(2)．バッフルフォーマボルトは 60 年想定寿命で約らに，最近 IASCC 発生に対して重要性が指摘され60dpa の高い中性子照射を受けると想定されており，ている照射材特有の変形についても(10)，35dpa まで

高い信頼性をもって実機の保全対策を確立するための変形の特徴を明らかにしてきた (11)．IASCC 感受には高照射領域での IASCC 挙動を十分把握するこ性や発生応力については 65dpa までの試験データが＊１＊２(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所
日本核燃料開発株式会社

158

-8

報告されているが(12)(13)，高照射領域での IASCC 特

320℃のアルゴンガス中で引張速度 6.7 × 10 /s で性を把握するには十分ではなく，材料特性変化との

SSRT 試験を実施した．PWR1 次冷却材模擬水の水関係についてはほとんど調べられていない．

質は，B 500ppm，Li 2ppm，溶存酸素 1ppb 以下，

本報告では，高照射領域での IASCC 特性と機械

溶存水素 30ccH2/kg･H2O である．試験片の形状を図的特性を把握することを目的に，73dpa まで照射さ1 (a) に 示 す．試 験 後 の 破 面 を 走 査 型 電 子 顕 微 鏡れたシンブルチューブを使用して実施した研究結果（scanning electron microscope：SEM）により観察を報告する．この研究では，IASCC 特性に関して，した．

PWR 1 次 冷 却 材 模 擬 水 中 で の 低 歪 速 度 引 張 試 験（slow strain rate tensile test：SSRT 試験）による粒2.3

UCL 試験

界割れ感受性と単軸定荷重試験（uniaxial constantload test：UCL 試験）による IASCC 発生応力を調照射量が 31,32,38,73dpa の試験片について，温べ，照射量の増加による変化を把握した．また，材度 320℃の PWR1 次冷却材模擬水中で試験を実施し料の機械的性質に関して，高照射量での変形組織とた．水質および試験片形状は SSRT 試験と同一であ

粒界強度に着目して，アルゴンガス中での SSRT 試る．負 荷 応 力 は 照 射 量 31dpa の 試 験 片 に 対 し て

験による粒界割れ感受性と変形組織と，衝撃破壊特752MPa，32，38 と 73dpa の 試 験 片 に 対 し て性を調べた．特に，IASCC 発生応力に関して C リ

470MPa，38 と 73dpa の試験片に対して 564MPa でングや O リングを用いた従来の試験方法よりも信頼ある．同一条件の試験は繰返し数 2 を目標とした．

性の高い UCL 試験法を用いたこと，粒界強度の関

照射ステンレス鋼の耐力（σy）に対する割合は，以連する衝撃試験を幅広い温度と照射量で体系的に調前実施した 320℃の引張試験で得られた耐力の平均

べたことが特徴である．なお，本報告ではすでに報値 940MPa を用いて計算すると 0.5 から 0.8 であ告した低照射量の試験結果も合わせて記述した．

る．破断後の破面を SEM により観察した．

2. 実験方法

2.4

2.1

試験材と照射条件

変形挙動観察

照射量 4,35,38,73dpa の試験片を，温度 320℃の-8

アルゴンガス中で引張速度 6.7 × 10 /s で引張り，試験材は，PWR で炉内計装用シンブルチューブ

最大 3％の塑性歪を付与した．試験片形状は図 1(b)として使用された冷間加工ステンレス鋼（SUS316）に示すもので，表面観察のためゲージ部の凸側を機で あ る．化 学 成 分 は 重 量％ で 0.04C, 0.62Si,

械研磨で鏡面まで仕上げた．変形後の試験片の表面

1.63Mn,段差の形成状況を光学顕微鏡により観察した．

0.022P,

0.006S,12.61Ni,

16.94Cr,

2.22Mo である．このチューブは 1038-1177℃で溶体化処理され，最終冷間引き抜きで肉厚を 15％薄くす

2.5

衝撃試験

る加工を施している．内径と外径はそれぞれ 5.1mmと 7.6mm である．照射中，チューブの外表面は 1

照射量 2,11,22,38,73dpa の試験片について，液次冷却材，内表面は二酸化炭素ガスに曝されている．

体窒素温度（− 196℃），室温（30℃）と 150℃の大照射中温度は 300-320℃であった．試験片の最大照気中でシャルピー衝撃試験を実施した．試験片の形

射量は，中性子スペクトルと ASTM E693-84 (14) の状は図 1(c)に示すように，1 ／ 4 分割したチューブ

鉄の dpa 断面積を用いて 73dpa と算出され，損傷速から切り出した 20mm 長さの短冊状試験片であり，-7

度は最大 1.5 × 10 dpa/s であった．試験片の照射

中央に幅 0.2mm，深さ 2.5mm のスリットを導入し量は，2dpa から 73dpa の範囲である．

た．スリット位置で破断させるため，ステンレス製治具を試験片に取り付け 55mm 長，10mm 角の JIS4

2.2

SSRT 試験号試験片と同一形状にして衝撃試験を実施した．衝撃試験には計装付シャルピー衝撃試験機を使用した．

照射量が 6 〜 73dpa の範囲の試験片について，温

液体窒素温度と 150℃の試験では試験片をそれぞれ

度 320℃ の PWR1 次 冷 却 材 模 擬 水 中 お よ び 温 度

液体窒素容器と 150℃の恒温槽内に 30 分保持した後

159

破面の SEM 写真では，98％が粒界破面で右端部に1.2

わずかに延性破面が観察された．PWR1 次冷却材模
擬水中では，照射量の異なる他の試験片も，73dpa
試験片と同様，明確な粒界破面と延性破面を示した．
PWR1 次冷却材模擬水中での試験片の破断伸びは
単位:mm

(a)

5％以下であった．最大応力は 456MPa を示した照射量 38dpa の試験片以外は，900MPa 程度であった．

SSRT，UCL 試験片

粒界破面の全破面に対する面積割合を示す粒界破面1.2

率は 54％から 98％の範囲であった．アルゴンガス中では，図 3(b)の 73dpa 試験片の SEM 破面写真のよ
うに，シンブルチューブ外面から 100 μ m 以内の範囲に粒界破面が観察された．粒界破面率は 6％と小さく，他は延性破面であった．他の異なる照射量の試験片のアルゴンガス中での破面も 73dpa 試験片と
単位:mm

(b)

同様に内外面から約 100 μ m の範囲で粒界割れが認
められた．

変形試験片

図 4 に粒界破面率の照射量依存性を文献データとともに示す．文献では，1dpa 以上で粒界破面が出現
1.2

5.4
2.5

し，これは 1dpa 以上で IASCC 感受性が現れることを示している．また，文献では照射量 10dpa までの範囲で粒界破面率が増加する傾向があるが，本研究0.2に よ り PWR1 次 冷 却 材 模 擬 水 中 で は，更 に 高 い
単位:mm

20

73dpa の照射量まで粒界破面率が増加していることがわかる．アルゴンガス中の粒界破面率は 3 から

(c)

衝撃試験片

図1

試験片の形状

取り出し，直ちに試験装置にセットして試験を実施

13％の範囲で照射による明確な増加傾向はなかった．
表 1 PWR 1 次冷却材模擬水中とアルゴンガス中のSSRT 試験結果
雰囲気した．試験後の破面を SEM により観察した．

照射量
（dpa）

破断伸び
(%)

最大応力
(MPa)

粒界破面率
(%)

6

4.2

971

59

25

3.3

937

89

35

2.8

858

54

35

2.8

848

78

38

1.5

456

86

53

4.4

966

94

54

2.3

876

81

73

3.3

951

98

35

5.8

1047

4

35

5.9

1009

3

38

4.7

1032

6

53

5.1

977

13

挙動を示したが，PWR1 次冷却材模擬水中では 900

53

5.8

888

3

− 1000MPa の降伏応力以下で負荷応力が急激に低

73

4.7

972

6

3. 実験結果と考察
3.1

IASCC お よ び 粒 界 割 れ 感 受 性（SSRT 試験）

PWR
１次冷却材
模擬水

SSRT 試験で得られた破断伸び，最大応力，粒界
破面率を表 1 にまとめて示す．また，図 2 に代表的な応力伸び線図を，図 3 に代表的な破面を示す．
応力伸び挙動は，アルゴンガス中では明確な降伏下した．これは，水環境では，IASCC が低い応力で発生し，速い速度で進展することを示している．図3(a)の 73dpa 試験片の PWR1 次冷却材模擬水中でのアルゴンガス（注）粒界破面率は全破面に対する粒界破面の面積割合

160

1200

面の凸側である炉内計装用シンブルチューブの外面側に多く観察され，これは粒界割れが外面側から内応力(MPa)1000

面側へ進展したことを示している．破断した試験片の 粒 界 破 面 率 は 35％ か ら 59％ で あ っ た．応 力

800752MPa を加えた 31dpa 試験片の粒界破面率は 35％
6 dpa PWR模擬水
35dpa PWR模擬水
38dpa PWR模擬水
53dpa PWR模擬水
73dpa PWR模擬水
35dpa A r
53dpa A r

600
400
200
0

0

2

4

6

8

であったが，応力 470Mpa を加えた 32dpa 試験片や73dpa 試験片は粒界破面率が，それぞれ 55％と 59％となり，負荷応力が小さくなると粒界破面率は増加する傾向を示した．
図 7 に破断時間と負荷応力の関係を示す．破断時
10

伸び（%）

間は約 100 時間以内であり，同じ照射量では応力が高いと破断に至るまでの時間は減少した．また，同
じ応力では照射量増加に伴い破断時間は減少した．

図2

SSRT 試験の応力伸び線図

白抜きで示したデータは，約 1000 時間またはそれ以

粒界破面
延性破面

30μm

30μm

500μm
(a) PWR1 次冷却材模擬水中

延性破面
粒界破面

30μm

500μm

30μm

延性破面

(b) アルゴンガス中
図3

3.2

73dpa 試験片の SSRT 試験後の破面の SEM 写真IASCC 発生応力（UCL 試験）

上の時間応力を加えたが，破断しなかったことを示している．2 個の 31dpa 試験片に 752MPa を加える

UCL 試験結果のまとめを表 2 に示す．破断の生じと破断したが，破断時間の差は 35 時間であった．一た試験片は 10 本中 6 本であった．試験中の荷重変位

方，38dpa 試験片は 564MPa では 2 個の内 1 個は 26

線図および破断後の破面の例として，照射量 73dpa

時間で破断したが，残りの 1 個は 1708 時間でも破断の試験片に 470MPa の荷重を加えた場合について図しなかった．752Mpa と 564Mpa の破断時間のばら

5 および図 6 に示す．図 5 の荷重変位曲線では，試つきを考慮すると，負荷応力が低下すると破断時間

験開始から約 30 時間までは変位が一定であるが，そのばらつきが大きくなる傾向がある．

の後，変位が上昇し，試験開始後 32 時間で破断し照射量と破断の有無の関係を文献データ(13)とともた．破断時間は試験片により異なるが，破断した他に図 8 に示す．図中の点線は破断応力下限値の傾向の試験片の変位の変化はすべて同じ傾向を示した．

線である．文献データは PWR1 次冷却材模擬水中で破断面は粒界破面と最終破断時に発生した延性破面の定荷重試験結果ではあるが，試験片は O リング型を呈した．粒界破面は，図 6 に示すように試験片破で，試 験 温 度（340℃）と 水 質 条 件（B 1000ppm）

161

320oC PWR１ 次 冷 却 材 模 擬 水（ 本 研 究 ）80

320℃ Ar（本 研 究 ）340oC Suzuki et al.（15）
325oC Suzuki et al.（15）290oC Suzuki et al.（15）
320oC Conermann et al.（16）290oC Conermann et al.（16）

表2

60
40
20
0
0.1

1

10

100

照 射 量（dpa）

図4

SSRT 試験での粒界破面率の照射量依存性

PWR 一次系模擬水中（320°C）
での UCL 試験結果

照射量

負荷応力
(MPa)

破断有無

破断時間
(時間)

粒界破面率
(％)

31dpa

752(0.8sy)

破断

95

35

31dpa

752(0.8sy)

破断

60

35

32dpa

470(0.5sy)

破断

104

55

32dpa

470(0.5sy)

未破断

831

―

38dpa

564(0.6sy)

未破断

1708

―

38dpa

564(0.6sy)

破断

26

49

38dpa

470(0.5sy)

未破断

1074

―

73dpa

564(0.6sy)

破断

9.2

59

73dpa

470(0.5sy)

破断

32

59

73dpa

470(0.5sy)

未破断

1074

―

（注）未破断の場合は破断時間は到達試験時間を示す．

が本研究と少し異なっている．また，本研究で用い0.5

いた定荷重試験では，IASCC き裂の発生進展方向が0.4単軸定荷重試験ではシンブルチューブの長さ方向に垂直であるが，O リング型試験片では長さ方向であり異なっている．また，単軸引張試験片では高精度の荷重制御が可能であるが，O リング型試験片では変位(mm)

た引張試験片による単軸定荷重試験と O リングを用

1.2
1.0
荷重

0.6

0.2

変位

0.0

きくなる．こうした試験方法による違いにもかかわらず，文献データと本研究結果ともに 30dpa 以上の

0.2
0

5

10

15

20

25

30

0.0

破 断 時 間（ 時 間 ）照 射 量 で は，破 断 と 未 破 断 の 境 界 が 負 荷 応 力
ため今後もデータを蓄積する必要があるが，破断応

0.4

0.1

押込み量から計算で負荷応力を求めるため誤差が大500MPa 程度となっている．試験データが限られる

0.8

0.3

荷重(kN)

粒 界 破 面 率 （%）

100

図 5 UCL 試験での荷重と変位の推移（73dpa 試験片に 470 MPa を加えた場合）

力下限値は照射量増加とともに低下し，30dpa 以上の高照射量では照射材耐力の 1/2 程度になることが確認された．

粒界破面

IASCC による破断が照射後の耐力の 1/2 程度で発生する要因として，多結晶組織は微視的には不均質で結晶粒毎に弾性率が異なるため不均一な応力分布となり，局所的に大きな応力が作用する可能性が考えられる．釜谷らはモンテカルロ法により作成した
模擬多結晶体モデルを用いた有限要素解析により結晶粒界や粒界 3 重点近傍に高応力が発生し，平均応

延性破面

500μm

力の 2 倍程度の局所応力となることを報告している(17)．この局所応力を仮定すると本研究で平均応力約500MPa を 負 荷 し た 試 験 片 に は 耐 力 に 相 当 す る

図6

UCL 試験後の破面の SEM 写真（73dpa 試験片に470 MPa を加えた場合）

1000MPa 程度の局所応力が粒界等に作用していた可能性がある．この場合，局所的に塑性変形が生じき決定しているメカニズムについてはさらに検討が必

裂発生の起点になりうるものと考えられる．IASCC

要である．

発生応力の下限値はボルトの寿命評価と直接関係するものであり，温度等の環境条件の影響や下限界を

負荷応力（MPa）

162

1000
800
600
400

0

注)白抜きは未破断データ
試験時間は150時間以上

31,32 dpa
38 dpa73 dpa

200
0

50

100

表面段差
150

20μm

破 断 時 間（ 時 間 ）図7

UCL 試験での破断時間と負荷応力の関係

本研究 破断本研究 未破断
J.Conermann, et al 破断[13]J.Conermann, et al 未破断[13]

1200
1000

応力（MPa）

図9

変形後の試験片の表面段差 （2％程度の塑性歪を付与した 73dpa 試験片）

表3

アルゴン中 SSRT における平均表面段差間隔
測定位置

平均

範囲

局所変形量
(%)

4dpa

変形帯

1.3

0.7-2.4

3.0

変形帯中心

1.6

0.6-3.4

11.2

変形帯端部 1

1.7

0.7-2.8

6.4

800
600

35dpa

400
破断応力下限値の推定曲線
200
0

38dpa
0

20

40

60

80

照射量（ｄｐａ）

図8

3.3

UCL 試験での破断マップ

変形挙動

図 9 に約 2％の塑性歪を付与した照射量 73dpa の平均表面段差間隔(μ m)

照射量

73dpa

変形帯端部 22.2

1.2-3.5

3.2

変形帯中心

2.0

0.9-4.2

4.4

変形帯端部 12.4

1.1-5.3

1.5

変形帯端部 22.5

0.8-7.3

1.5

変形帯中心

1.9

0.7-4.95.8

変形帯端部 12.2

1.2-5.3

3.0

変形帯端部 22.4

0.7-5.3

1.4（注）局所変形量は試験片のネッキング量から推定した．
4dpa の試験片はネッキング量が小さかったため
応力歪線図から求めた塑性歪を局所変形量とした．

試験片の表面段差の例を示す．塑性変形付与後は試験片表面に多数の表面段差が観察された．すでに報-8

度 6.7 × 10 /s の条件では，転位チャンネルが支配的な変形モードであることを確認しており，73dpa
試験片で観察された表面段差も，粗大な転位チャンネルにより発生したものであると考えられる．また，変形の不均一性を定量的に評価するため，各結晶粒の表面段差の平均間隔を光学顕微鏡で撮影した写真を用いて測定し，平均値を求めた．その測定結果のまとめを表 3 に示す．図 10 に局所変形量と平均表面3
平均表面段差間隔(μm)

告した 35dpa 試験片の研究 (11) により 320℃で歪速

2

73dpa
38dpa
35dpa
4dpa
未照射

1

0

0

5

段差間隔の関係を示す．35,38,73dpa の平均表面段
差間隔は局所変形量に対して同一傾向線上にあり，照射量が 35dpa 以上では変形の不均一性が同程度で

10

15

局 所 変 形 量（ % ）図 10

局所変形量と表面段差平均間隔あることを示している．また，35,38,73dpa の平均
表面段差間隔は局所変形量増加に伴い減少している．

35dpa 以上の場合と比べて平均表面段差間隔が小さ

これは，局所変形量増加に対応するため新たな転位

く な っ て い る．局 所 変 形 量 が 3％ 程 度 の 場 合 のチャンネルが発生し，転位チャンネルが密になるた

4,35,73dpa の平均表面段差間隔と照射量の関係を図め と 考 え ら れ る．未 照 射 や 4dpa 照 射 の 場 合 は

11 に示した．同図には機械的特性を代表する指標と

163

各項目値(%)

100

表4

衝撃試験結果
粒界破面率
（%）

衝撃吸収
エネルギー
2
（J/cm ）

-196

0

108

-196

78

27

室温（30）

2

82

150

0

87

-196

89

6

室温（30）

6

69

80

照射量
（dpa）

試験温度
（℃）

60

2
11

40

平均表面段差間隔(0〜3μm)

20
0

22

硬さ増分(0〜200Hv)
0

20

40
照射量(dpa)

60

80

38

（注）縦軸の各項目値は凡例に示した各項目に対して( )内に示した範囲を 0 〜 100％としてプロット
図 11

平均表面段差間隔の照射量依存性

73

150

0

75

-196

94

11

室温（30）

9

70

150

1

63

-196

99

6

室温（30）

44

64

150

7

46

考に衝撃吸収エネルギーを算出した．照射量 2dpa
して硬さ増加量のデータ(7)もプロットした．平均表と 11dpa 試験片の液体窒素温度での破面の SEM を

面段差間隔は照射に伴い増加し，35dpa 以上では飽

図 12 に示す．2dpa 試験片では液体窒素温度で粒界和しており，これは変形が照射に伴い偏在化するが，破面は観察されず，すべて延性破面であった．照射

35dpa 以上では飽和することを示している．硬さ増

量 11dpa 以上の試験片は液体窒素温度で高い粒界破加量も 35dpa 以上では飽和しており，少なくとも高断の感受性を示した．照射量 11dpa 以上の試験片の照射量では硬さと変形の不均一性がともに飽和傾向

室温と 150℃での試験では，延性破面が多く観察さにあることが確認された．照射による硬さ増加と変れた．照射量 22dpa 試験片の室温での破面を図 13形の不均一性はいずれも転位ループ等のミクロ組織に示すが，破面の中央に延性破面と擬似粒界破面のの発達が原因であり，転位ループのサイズと密度も混在破面があり，その周辺は完全な延性破面であっ10dpa 以上ではほとんど変化しないことと対応してた．擬似粒界破面は，大きさが 10-20 μ m 程度で結いる．

晶粒とほぼ同じであり，明確な段差が観察された．
同様の破面形態は室温，150℃での照射量 38dpa と

3.4

衝撃破壊特性73dpa 試験片においても観察された．ただし，同じ温度に対して 38,73dpa の試験片の破面は，22ppa

衝撃試験結果のまとめを表 4 に示す．試験片形状の 破 面 よ り 粒 界 破 面 ら し い 形 態 を 示 し た．Con-は規格に定められた衝撃試験片形状と異なるが，参ermann らも 65dpa 試験片を用いた室温の引張試験

30μm
(a)

30μm

2dpa

(b)

図 12

液体窒素温度（− 196℃）での衝撃試験後の破面

11dpa

164

図 13

室温での衝撃試験後の 22dpa 試験片の破面

粒界面

粒界破面率(%)

100
80

液体窒素温度
室温

60

150℃

40
20
0

0

20

40

60

80

照射量(dpa)
図 14 室温での衝撃試験後の 73dpa 試験片の破面中央
領域の断面

図 15

衝撃試験での照射量と粒界破面率の関係

で同じ破面が観察されたことを報告(13)している．破

射量 38dpa から 73dpa にかけて 9％から 44％まで大面の断面観察では，図 14 に示すように擬似粒界破面きく増加した．この照射量依存性は 10dpa までに大は粒界破面であると判断され，衝撃試験での引張方

きく変化しそれ以降はゆるやかに増加する硬さや粒向に対してほぼ垂直であった．衝撃吸収エネルギー

界偏析の材料特性とは傾向(7)が異なる．粒界強度がはすべての温度で照射量増加に伴い低下し，擬似粒

高いと粒内での破壊が支配的となり粒界破面率は低界破面の場合の衝撃吸収エネルギーは，延性破面のく，粒界強度が低いと粒界破壊が支配的となり粒界

場合の衝撃吸収エネルギーより低く，破壊モードと破面率は高くなると考えられ，粒界強度と粒内強度

衝撃吸収エネルギーが相関していた．このことは，の相対的関係により，粒界破面率が決まるため硬さ

粒界破壊は延性破壊よりも低エネルギーで生ずるこや粒界偏析のような材料特性とは異なる傾向を示すとを示している．

と考えられる．室温の場合，照射量 38dpa では粒界照射量と粒界破面率の関係を図 15 に示す．液体窒

強度が粒内強度に比べ高いためほとんど延性破面と素温度では 2dpa から 11dpa にかけて粒界破面率がなるが，照射量 73dpa では粒界強度が低下し粒界破大きく増加した．室温ではすべての照射量において面率が 50％程度になると考えられる．機械強度に影

液体窒素温度に比べて粒界破面率は低かったが，照響するミクロ組織や硬さは照射量 38dpa と 73dpa で

165

ほとんど変化がない(7)ので粒内強度は照射量 38dpa

文献と 73dpa で同じと考えられ，38dpa から 73dpa への照射量増加による粒界破面率の増加は粒界強度の低(１) P. Scott, J. Nucl. Mater., 211, P.101 (1994).

下を示唆していると考えられる．粒界強度低下をも(２) G.S. Was and P.L. Andresen, Corrosion, 63, P.19

たらす原因について検討することが今後の課題であ(2007).
(３) 亀山雅司, 千種直樹, 長谷川宏司他 , 溶接学会

る．

論文集 , 23, P.82 (2005).

4. 結論(４) 中野守人, 福谷耕司, 藤井克彦他 , INSS JOURNAL, Vol.8, P.134 (2001).

(１) PWR で 73dpa ま で 照 射 さ れ た 冷 間 加 工
SUS316 ステンレス鋼を用いて PWR 1 次冷却材模擬水中で SSRT 試験を実施し，粒界破面率は照射に伴い増加し，IASCC 感受性が照射により増加することを確認した．アルゴンガス
中での SSRT 試験でも破面の一部に粒界破面が観察されたが，粒界割れの感受性は照射により増加しなかった．
(２) PWR1 次冷却材模擬水中で単軸引張試験片を(５) K. Fukuya, M. Nakano, K. Fujii, T. Torimaru, J.
Nucl. Sci. Technol., 41, P.673 (2004).
(６) 福谷耕司, 藤井克彦 , 西岡弘雅 , INSS JOURNAL, Vol.12, P.230 (2005).
(７) K. Fukuya, K. Fujii, H. Nishioka, Y. Kitsunai, J.
Nucl. Sci. Technol., 43, P.159 (2006).
(８) 福谷耕司, 藤井克彦 , INSS JOURNAL, Vol.10,
P.163 (2003).
(９) K. Fukuya, M. Nakano, K. Fujii, T. Torimaru, Y.

用いた UCL 試験で，30-70dpa の照射領域のKitsunai, J. Nucl. Sci. Technol., 41, P.1218

IASCC 破断応力を調べた結果，その下限値は(2004).

500MPa 程度で，他の研究で広く使用されてい(10) G. S. Was, Proceedings of the 11th Interna-

る O リング形状の試験結果と整合していた．

tional Conference on Environmental Degrada-

破断応力の下限値を決める要因について，更にtion of Materials in Nuclear Power Systems ―検討する必要がある．

Water Reactors, ANS, p.965 (2003).

(３) IASCC 発生に関与する変形不均一性の照射特性を表面段差間隔を指標として調べた結果，変(11) 西岡弘雅, 福谷耕司 , 藤井克彦他 , INSS JOURNAL, Vol.13, P.147 (2006).

形不均一性は照射により進むが，30dpa 以上で(12) K. Fujimoto, T. Yonezawa, E. Wachi, Y.

は飽和していることを確認した．また，変形不Yamaguchi, M. Nakano, R.P. Shogan, J.P.

均一性の照射特性は，硬さの照射特性と類似しMassoud, T.R. Mager, Proceedings of the 12thており，材料の機械特性と変形不均一性の関連

International Conference on Environmentalが示唆された．

Degradation of Materials in Nuclear Power(４) 照射ステンレス鋼は，液体窒素温度での衝撃試
験で粒界破面が観察され，粒界破面率は照射にSystems ― Water Reactors, TMS, p.299(2005).

より増加したことから粒界強度は照射により低(13) J. Conermann, R.P. Shogan, K. Fujimoto et al.,

下すると考えられる．今後，粒界強度低下のメ

Proceedings of the 12th International Confer-

カニズムを検討することが課題である．

ence on Environmental Degradation of Materials in Nuclear Power Systems ― Water

謝辞

Reactors, TMS, p.277 (2005).
(14) Standard Practice for Characterizing Neutron

38dpa と 73dpa の変形挙動観察については，原子Exposures in Ferritic Steels in Terms of

力安全基盤機構（JNES）からの委託により実施しDisplacements Per Atoms (DPA) , ASTM

た．

E693-84, ASTM, (1984).
(15) I. Suzuki, M. Koyama, H. Kanasaki et al.,Proceedings of the 4th International Conference on Nuclear Engineering, 5, p.205 (1996).

166(16) J. Conermann, R.P. Shogan, D.R. Forsyth et al.,Proceedings of the 10th International Conference on Environmental Degradation of Materials in Nuclear Power Systems ― Water
Reactors, NACE, (2002).
(17) M. Kamaya, Y. Kawamura, T. Kitamura,International Journal of Solids and Structures,
44, P.3267 (2007).