189

低合金鋼電子線照射材の熱起電力測定における測定値補正法
Correction Method for Thermoelectric Power Measurement ofElectron-Irradiated Specimens of Low Alloy Steel
上坊寺

克郎（Katsuo Joubouji)＊

要約 低合金鋼電子線照射材の熱起電力測定においては目的とする接触点の温度差として電極間の温度差を測定しているが両者は必ずしも一致しない．そこで，熱伝導率が 0.024〜0.091W/mm･Kの範囲にある 7 種類の材料の測定結果を利用して，測定値の補正方法を検討し，試験片の寸法と熱伝導率の影響を考慮した補正式を作成した．また，測定時の系の熱伝導解析より試験片の配置と被測定領域の関係を検討し，本研究で対象とする試験片寸法では，試験片の電極間に位置する範囲の情報のみが測定値に含まれると考えて問題ないことを確認した．以上を踏まえて，低合金鋼の電子線照射材の測定を行い，照射損傷が大きくなると熱電能が大きくなることを確認し，22mdpa の損
傷量における熱電能の変化量として 0.82μV/℃が得られた．
キーワード

熱電能，熱伝導率，熱伝導解析，低合金鋼，電子線照射

Abstract
In thermoelectric power measurement technique for electron-irradiated specimensof a low alloy steel, the measured temperature difference between the hot and cold electrodes
usually does not agree with the temperature difference between the hot and cold junction.
Therefore a correction method for the measurement was investigated in this study using sevenkinds of materials with thermal conductivity ranging from 0.024W/mm･K to 0.091W/mm･K. And
an expression was obtained for the effect of dimensions and thermal conductivity of the specimen. In
addition, the relation between the measured area and the position of the specimen was examined bythermal analysis of the system consisting of a specimen and electrodes. It has been confirmed thatthe measured value includes the information of only the region of the specimen between theelectrodes. Based upon the above, the thermoelectric power of electron-irradiated specimens of low
alloy steel was measured. It was found that thermoelectric power increased with increasing
irradiation dose and the increment of thermoelectric power at 22mdpa reached up to 0.82μV/℃ .
Keywords

thermoelectric power, thermal conductivity, thermal analysis, low alloy steel, electron
irradiation

1. はじめに実施し，健全性が維持されていることを確認している (2)〜(5)．しかし，当初予定の供用期間の延長に伴

原子炉容器は炉心を内包するとともに 1 次冷却材

い，炉内に装備されている監視試験片に不足が生じの圧力バウンダリを構成する重要機器の一つであり，る可能性があり，その対策として，使用済監視試験

ステンレス鋼を内張りした低合金鋼から成る．低合片の再生等(6)(7)の研究が進められた．また，監視試金鋼については供用期間中に中性子照射により遷移験片の脆化の非破壊的な評価手法の研究(8)〜(16)も実温度の上昇と上部棚エネルギーの低下が生じること

施されている．

（中性子照射脆化）が知られており (1)，あらかじめ

原子力安全システム研究所では，鋳造 2 相ステン

炉内に挿入された原子炉容器と同一の材料から製作

レス鋼の熱時効の非破壊評価に用いた熱起電力法(17)された監視試験片を計画的に取り出して破壊試験を(18)の適用を検討しているが，熱起電力法による照射＊(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

190

脆化の非破壊評価に関連して，低合金鋼の熱起電力520が照射量に対して敏感に反応することが報告されてRTDᕣ㎰⏕✨いる (14)(16)．そこで，照射に伴い熱起電力が変化することを確認するため，低合金鋼の電子線照射材(19)20の熱起電力を測定した．電子線照射材は中性子照射

15材に比べれば取扱いが容易で，実験室における測定も可能である．

㞹ᅸཱིฝ❻Ꮔ⏕✨10

ところで，熱起電力は異種金属を 2 点で接触させ（a）電極形状て接触点間に温度差を与えると生じる電位差であり，この電位差の温度差に対する比，すなわち，1℃あたⲬ㔔Ⲭ㔔りの熱起電力（熱電能）を非破壊評価に使用する．
熱起電力測定装置では，異種金属を測定試料と 2 つム㥺∞の電極で構成し，電極間に温度差を与えて生じる電位差を測定する．しかし，一般には電極温度を測定するセンサの検出端は電極と測定試料の接触点と一䝞䝯䝅䜫⣪Ꮔ

致しないため，熱電能を求めるに当たり測定値の補正が必要とされ(20)〜(22)，また，電極と測定試料からなる系の熱伝導解析より，測定値の補正に測定試料の熱伝導率や電極との位置関係が影響することが確

㞹ᴗ

㞹ᴗ

(Cu)

(Cu)

෫༴䝚䝱䝇䜳(Cu)䝖䞀䝃䞀ຊ⇍䝚䝱䝇䜳(Cu)

認されている(23)．ここでは，低合金鋼の電子線照射
材の熱起電力測定に備えて実施した測定値の補正方⛛ິ䟺ム㥺∞㛏䛛䛭ㄢᩒ䟻（b）電極付近の構成法の検討結果とそれを基に得られた低合金鋼の電子線照射材の熱起電力を報告する．

図1

2.

準備した測定部

熱起電力測定装置
TR＞ TCとすると，電圧計で測定される値 ΔVm（＝

2.1

装置概要

V＋− V−）は以下のようになる．なお，式中の各記
号は図 2 に示す通りである．

今回準備した測定部の主な構成を図 1 に示す．この測定部は既存の熱起電力測定装置 (17)(23) の測定部と取り替えて使用する．測定部が装備する 2 つの電極は同一形状をし，電極温度はそれぞれヒータを内蔵した加熱ブロックとペルチェ素子を貼り付けた冷TR却ブロックからの伝熱により制御される．また，試
験片と電極の接触状態を良好に維持するために錘と梃子を利用し，電極上に位置する試験片の上方から

V+

䟽

䟿

㞹ᅸ゛

TR
V䟿

㞹ᅸ゛ᣞ♟ 䂫Vm = V+ 䟿V䟿䃙b䃙bῼᏽῺᗐᕣ 䂫Tm =TH䟿TC

片側の電極当たり約 130N の荷重を負荷する．

2.2

熱電能算出のための計測値補正

TC

VC

఩ᴗ㞹ഁῺ

䃙a

る．相対熱起電力の符号は電流が低温側で試験片から導線側に流れるような起電力が発生するときに正と定義されるので（24），TH ＞ T1，T2 ＞ TC，TH ＞

TH

㧏ᴗ㞹ഁῺ
᥃よⅤ㞹నᕣ 䂫V = V1䟿V2

䃙a

᥃よⅤῺᗐᕣ 䂫T = T1䟿T2

測定時の回路は図 2 に示すように，高温側電極，
試験片，低温側電極，導線部，電圧計から構成され

VH

T2 V2

S䠌䜹䝷䝛䝯䛴䝀䞀䝝䝇䜳౿ᩐ
ム㥺∞

V1 T1

䃙a 䠌Cu㞹ᴗ䛴䝀䞀䝝䝇䜳౿ᩐ䚮 䃙b 䠌ᑙ⥲㒂䛴䝀䞀䝝䝇䜳౿ᩐ

図2

測定時の回路191＜実機配管用測定装置と組み合わせた場合＞

ΔV=V−V=高温側導線部起電力

Cu0=4.48×10 -T−1.78×10 -（μV/℃） (7)+高温側電極部起電力+サンプルの熱起電力

＜監視試験片用測定装置と組み合わせた場合＞+低温側電極部起電力

Cu0=2.31×10 -T−9.83×10 -（μV/℃） (8)+低温側導線部起電力
=−σ T−T+σ T−Tが得られた．以上より，基準温度 Trefにおける測定+ST−T+σ T−T−σ T−T=σ −σ ΔT+S−σ ΔT

(1)

従って，試験片の電極（Cu）に対する相対熱電能（TEPCu ≡ S − σa）は，出のための補正式が決定する．なお，β＝ 1 とならないのは，電極温度を測定するセンサの検出端と接触面の間に生じる温度変化や接触面における温度ギャップのためである．電極と試験片からなる系の

ΔT ΔV−σ +σ 
TEPCu≡S−σ =
ΔT ΔT



熱伝導解析より，電極と試験片の位置関係や試験片(2)れば上式の左辺は 0 となるはずである．ゆえに，



ΔV
≡Cu0
ΔT 

の熱伝導率がβに影響することが確認されている（23）．今回は熱回路の概念を用い，実際の測定結果か

ところで，電極と同じ材料（Cu）をサンプルとす

σ −σ =温度差と接触点温度差の比βが決まれば，熱電能算

らβの値を算出する．

2.3
(3)

測定温度差と接触点温度差の比

2.3.1 熱回路の概念の導入

また，熱電能は温度により変化するが，測定する

測定時の系から空気中への放熱が無視できるとす

温度範囲において，ΔVm /ΔTm の温度特性が傾き α

ると，高温側電極と低温側電極の間の熱回路は，高の直線で表せると仮定すると基準温度を Tref，測定

温側電極の熱抵抗 RHT，高温側電極と試験片の接触

温度を T として，熱抵抗 RcontH，試験片の熱抵抗 RSamp，試験片と低温側電極の接触熱抵抗 RcontC，低温側電極の熱抵抗

ΔV
ΔV
=
+αT−T
ΔT 
ΔT  





(4)

RCT が直列接続した状態に相当する．電極と試験片の接触面間を流れる熱流と電極間を流れる熱流とは一致し，接触面間の温度差は T1 − T2，電極間の温従って，基準温度 Trefにおける電極（Cu）に対す

度差は TH− TCであるので，る相対熱電能（TEPCuref）は，温度 T における測定値 ΔVm，ΔTmにより，以下の通り算出される．

TEPCu=βΔV

 ΔT  −αT−T −Cu0
 



(5)

T−T
T−T
=
R
R+R+R+R+R(9)と表わすことができる．よって，測定温度差と接触点温度差の比βは，

なお，β ≡ΔT
ΔT  

(6)

ここで，温度変化率 α はサンプル毎に実測することにより式（4）から得られる．また，Cu0 はゼロ点に相当し，Cu をサンプルとして実測することにより得られる．実際に Cu 試験片を測定すると試験片の平均温度を Tav（℃）として，

β=

T−T
T−T

=1+

R+R+R+R
R

(10)

となる．試験片の熱抵抗は，試験片の熱伝導率をλ，長さを L，板幅を w，板厚を d（熱流の断面積は wdとなる）とすると，

192

表1

1 L
R=
λ wd

(11)

材料
名称

使用した材料の諸元
組成

熱伝導率(W/mm・K)＜純金属＞と表せる．また，高温側電極と低温側電極の形状と素材は全く同一なので，(12)R=R≡R

(13)＜ Fe 系合金＞

0.0242

過渡期と考えられる期間のデータを採用しないこと

かる．

により，出来る限り正確な結果を得るよう努めた．
例として，図 3 に Ni の 10 × 10 × 55mm 試験片の測 定 結 果 を 示 す．こ の 例 で は 測 定 開 始 後
1,800〜3,600 秒のデータを採用した．
㻕㻚㻑㻖

式（14）によりβの表式は得られたが，式中の熱抵抗 RE，RCONTを特定するのは容易でない．一方，
式（5）より，(15)となるが，この左辺は測定が可能である．そこで，ᖲᆍῺᗐ㻃㻷 㼄㼙䟺䉔䟻

βの算出

ᖲᆍῺᗐ

㻐㻔㻜㻑㻓㻘

㞹నᕣ䛮Ὼᗐᕣ䛴Ẓ
㻕㻚㻑㻔

㻐㻔㻜㻑㻔

㻕㻙㻑㻜
㻓

図3

㻔㻕㻓㻓
㻕㻗㻓㻓
ῼᏽ᫤㛣䟺⛂䟻㞹నᕣ䛮Ὼᗐᕣ䛴Ẓ

るが，さらに試験片の寸法にも影響されることが分

0.06820.07200.0327安定するのに十分な時間（900〜3,600 秒）維持してたβの試験片の熱伝導率に対する依存性を確認でき

TEPCuΔV
−αT−T−Cu0=ΔT β0.0403(14)となる(25)．式（14）からは熱伝導解析の結果が示し

2.3.2

Fe-0.19％ C-0.30％ Si-0.010％ P-0.008％ S
VS-1.45％ Mn-0.25％ Cr-0.56％ Ni-0.59％ Mo-0.09％ Cu䂫㻹 㼐㻒䂫㻷 㼐㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻wd=1+2R+RλL

0.09095Cu Fe-0.48％ Cu
2Cu Fe-0.19％ Cu
CR1 Fe-10％ Cr
M1 Fe-5％ Cr-5％ Niとおける．従って，2R+R
R

0.0791＜低合金鋼＞

R=R≡R

β=1+

Fe Fe 99.99％
Ni Ni 99.99％

㻐㻔㻜㻑㻔㻘
㻖㻙㻓㻓

測定結果例：Ni（10 × 10 × 55 mm の試験片）

複数の材料の厚さを変えた試験片の測定結果を式（15）に当てはめてβおよび TEPCurefを求めることにした．表 1 に示す 7 種類の材料について，1 × 10（1）温度変化率の測定

× 55（mm），3.3 × 10 × 55（mm），5 × 10 × 55

各試験片について式（4）で定義する温度変化率 α（mm），10 × 10 × 55（mm）の 4 個の試験片をそれを決定するため，高温側電極の目標温度を 30，33，

ぞれ用いた．使用する材料の選定では，低合金鋼の40℃の 3 通りとし，1 つの目標温度につき 2 回の測熱伝導率 0.03〜0.05W/mm･K（26）を包含すること定を実施した．そして，各試験片について得られるを念頭においた．なお，表中の熱伝導率はレーザー

6 回の測定結果を直線近似し，その傾きを当該試験

フラッシュ法により得られた室温付近での値である．

片の α とした．例として図 4 に Ni における結果を測定では，基準温度 Tref を 26.85℃，高温側電極示す．この場合，26〜30℃の範囲に限ると電位差との目標温度を 33℃，低温側電極の目標温度を 21℃と温度差の比 ΔVm/ΔTmの温度特性を直線近似するこした．また，試験片と電極の接触状態を系の状態がとに問題ないことが分かる．

193

㻔㻛

䟺ム㥺∞ᑇἪ䟻ᘟ䟺㻔㻘䟻䛴ᕞ㎮㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻㞹నᕣ䛮Ὼᗐᕣ䛴Ẓ䂫㻹 㼐㻒䂫㻷 㼐㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻㻐㻔㻛㻑㻘㻔㻓㽙㻔㻓㽙㻘㻘㼐㼐㻐㻔㻜㻑㻘㻘㽙㻔㻓㽙㻘㻘㼐㼐㻖㻑㻖㽙㻔㻓㽙㻘㻘㼐㼐㻐㻕㻓㻑㻘㻔㽙㻔㻓㽙㻘㻘㼐㼐

㻦㻵㻔

㻔㻙
㻔㻗

㻩㼈
㻔㻕

㻰㻔

㻔㻓

㻐㻕㻔㻑㻘
㻕㻕

図4

㻕㻙
ᖲᆍῺᗐ㻃㻷 㼄㼙䟺䉔䟻

㻓

㻖㻓

㻓㻑㻘
㻔
㻔㻑㻘
㻕
ム㥺∞䛴᩷㟻✒䛮㛏䛛䛴Ẓ㻃wd /L 㻋㼐㼐㻌

温度変化率αの測定：Ni㻕㻑㻘（a）M1，CR1，Fe（2）試験片寸法と熱伝導率の影響
これまでの測定結果を整理し，測定値に対する試
験片寸法の影響を明らかにする．各試験片について，
式（15）の左辺を計算し，試験片の断面積と長さの比（wd/L）と比較した結果を図 5 に示す．図 5 は，ᘟ䟺㻔㻘䟻䛴ᕞ㎮㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻

㻔㻖

㻕㻦㼘
㻔㻔

㻘㻦㼘
㻜
㻚

㻹㻶

㻘

試験片の断面積と長さの比が大きくなると式（15）

㻓

㻓㻑㻘
㻔
㻔㻑㻘
㻕
ム㥺∞䛴᩷㟻✒䛮㛏䛛䛴Ẓ㻃wd /L 㻃㻃㻋㼐㼐㻌の左辺の絶対値が小さく（即ち，βが大きく）なって，熱伝導率が大きいとその変化量が大きくなるこ（b）VS，5Cu，2Cuとを示し，式（14）が示唆する結果と一致している．
式（15）に適用し，図 5 中の点線で示される曲線を得 た．各 材 料 の 26.85℃ に お け る 相 対 熱 電 能TEPCurefは以下のようになった．
Fe ：13.3（μV/℃）

Ni ：− 21.1（μV/℃）

VS ：6.07（μV/℃）

5Cu ：9.68（μV/℃）

2Cu ：11.7（μV/℃）

M1 ：10.9（μV/℃）㻐㻔㻛ᘟ䟺㻔㻘䟻䛴ᕞ㎮㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻

そこで，最小 2 乗法を用いて各試験片の測定結果を

㻕㻑㻘

㻐㻔㻜
㻐㻕㻓
㻐㻕㻔
㻐㻕㻕
㻓

㻓㻑㻘
㻔
㻔㻑㻘
㻕
ム㥺∞䛴᩷㟻✒䛮㛏䛛䛴Ẓ㻃wd /L 㻋㼐㼐㻌㻕㻑㻘CR1 ：16.0（μV/℃）（c）Ni

ところで，Fe と Ni，Cu の 300K（26.85℃）における絶対熱電能の文献値(27)より Fe と Ni の Cu に対

図5

試験片寸法の影響

㻓㻑㻓㻕

㻓㻑㻓㻗
㻓㻑㻓㻙
⇍ఎᑙ⋙㻃㻃λ 䟺㻺㻒㼐㼐䝿㻮䟻す る 相 対 熱 電 能 は そ れ ぞ れ 13.17μV/℃，−21.33μV/℃と計算されるため，今回得られた値のき文献値が見当たらないので同様の評価はできない
が，Fe，Ni の例から判断して妥当な値が得られたと考える．また，試験片の断面積と長さの比（wd/L）に掛かる係数 2( RE ＋ RCONT )λ(/mm）を熱伝導率により整理すると図 6 が得られ，最小 2 乗法を用いて次式を得た．

㻓㻑㻔㻕䟺㻵 㼂㻨㻎㻵 㼂㻦㻲㻱㻷䟻λ 䚭䟺㻒㼐㼐䟻

誤差は約 1％となる．他の材料については比較すべ

㻓㻑㻓㻘

㻓
㻓

2R+Rλ=6.20×10 -λ+9.14×10 -

(16)
図6

熱伝導率の影響

㻓㻑㻓㻛

㻓㻑㻔

194

以上より，測定温度差と接触点温度差の比βに対する試験片の寸法と熱伝導率の影響が評価できることになり，今回準備した測定部を用いる測定における熱電能算出のための補正式（5）が決定した．ただ，今回使用した試験片では wd/L ＜ 1.9 であり，この条件を外れる場合はβの適合を確認することが必要と考える．一方，熱伝導率に関しては，今回の結果
が低合金鋼の熱伝導率の範囲を包含する材料の測定結果を基にしていることから，低合金鋼全般の測定に適用したとしても問題ないと考える．

2.4

被測定領域の判定

図8

ゼーベック効果により生じる電位差は温度差がな

系の温度分布（10 × 10 × 55mm 試験片の場合）

㻖㻚る．高温側電極が円錐形の場合は接触面積が小さく，
電極突端近辺の 1，2mm 程度の領域で温度変化の大

3
2

Ὼᗐ䟺䉔䟻

中で温度変化の大きい領域の熱電能に強く影響されム㥺∞᩷㟻䛱䛐䛗䜑న⨠Y䟺ᯀཉ䟻

ければ発生しないため，測定される電位差は試験片

㻕㻚

1

2
㞹ᴗ

Z䟺ᯀᖕ䟻
3

半が生じるが（20），今回の測定部では高温側電極が試験片と広範囲に接触する形であり，温度変化が生㻔㻚㻐㻘㻓じる領域，即ち，被測定領域に違いがあることが予想される．そこで，有限要素法を用いた熱伝導定常

㻐㻗㻓
㻐㻖㻓
㻐㻕㻓
㻐㻔㻓
㻓
㻔㻓
ム㥺∞䛴㛏ᡥ᪁ྡྷ䟺㧏Ὼഁ㞹ᴗ䛴᪁ྡྷ䛒ḿ䟻㻃㻋㼐㼐㻌

解析により，測定時の試験片内部の温度分布を計算

㻕㻓（a）10 × 10 × 55mm 試験片

して被測定領域を確認した．
計算モデルは図 7 であり，系の対称性を利用して

㻖㻚

電極温度測定用センサの検出端は試験片との接触面

3

Ὼᗐ䟺䉔䟻

材 質 は Fe で 1 × 10 × 55（mm）と 10 × 10 ×55mm の 2 通り，電極は Cu で形状を実物に合わせ，ム㥺∞᩷㟻䛱䛐䛗䜑న⨠Y䟺ᯀཉ䟻

計算範囲を実際の系の半分に抑えている．試験片の

2

㻕㻚

1

2
㞹ᴗ

Z䟺ᯀᖕ䟻
3

から 3mm 下方になる．熱伝導定常解析には汎用構
造解析コード ABAQUS（27）を使用した．計算に使用したパラメータを表 3 に示すが，確定できないパラメータは適当な仮定を置いて決めている．
図 8 に 10 × 10 × 55mm の試験片の場合に得られ

㻔㻚
㻐㻘㻓

㻐㻗㻓
㻐㻖㻓
㻐㻕㻓
㻐㻔㻓
㻓
㻔㻓
ム㥺∞䛴㛏ᡥ᪁ྡྷ䟺㧏Ὼഁ㞹ᴗ䛴᪁ྡྷ䛒ḿ䟻䚭㻋㼐㼐㻌（b）1 × 10 × 55mm 試験片
図9

఩Ὼഁ㞹ᴗ

㻕㻓

試験片内部の温度分布

ム㥺∞

た系の温度分布を示すが，2 つの電極はほぼ一定の温度となり，試験片内に温度分布が生じていることが分かる．図 9 では試験片内部の温度分布を板厚方෫༴䝚䝱䝇䜳㧏Ὼഁ㞹ᴗຊ⇍䝚䝱䝇䜳

図 7 系の対称性を利用した計算モデル（10 × 10 × 55mm 試験片の場合）

向と板幅方向の数通りについて示す．これより，電極間の領域では試験片の板厚に関わらず，試験片断面における温度の違いは見られず，長手方向に比例した分布となることが分かる．試験片の板厚が大き
いと電極近辺の断面方向で温度分布が見られるが僅195

表 3 熱伝導定常解析に使用したパラメータFe 試験片の熱伝導率（W/mm・K）

0.07917.74 × 10-6450

Fe 試験片の密度（kg/mm3）
Fe 試験片の比熱（J/g・K）
Cu 電極の熱伝導率（W/mm・K）

0.397
8.93 × 10-6

Cu 電極の密度（kg/mm3）
Cu 電極の比熱（J/g・K）
外気と電極・試験片の熱伝達係数（W/mm2・K）

2.5 × 10-5電極と装置筐体の接触熱伝達係数（W/mm2・K）

2.5 × 10-6386

荷重負荷時の試験片と電極の接触熱伝達係数（W/mm2・K）

0.1

電極と温度制御ブロックの接触熱伝達係数（鉛直方向）（W/mm2・K）

0.025
0.005

電極と温度制御ブロックの接触熱伝達係数（水平方向）（W/mm2・K）

かである．従って，今回準備した測定部を用いて得

3.2

測定方法の変更に伴う影響の検討られる測定値には，2 つの電極に挟まれた領域の情報がほぼ均等に含まれると考えられ，算出される熱電極温度測定用センサの検出端は電極上表面の中電能は被測定領域全体の平均と見なすことができる．

央下に位置している．そのため，2.3 節における熱電能算出の補正式決定のために実施した測定では，

3. 低合金鋼電子線照射材の熱起電力測定

図 11（a）で示すように電極上表面の外側端部と試験片端部を合わせ，電極上表面の中央付近を試験片

3.1 供試体

で完全に覆った状態で実施した．今回の試験片を同様に取り扱うと，端部の穴が電極表面の中央付近に供試体の低合金鋼の組成を表 4 に示す．試験片は位置してセンサの検出端付近の電極上表面が空気に

図 10 に示すように，1 × 10 × 48mm で両端に電子触れる形となり，測定に影響することが懸念された．

線照射時の試験片固定用穴があり，10 × 48mm の片そこで図 11（b）に示すように，電極上表面の外側面には試験片温度計測用の熱電対取付け痕がある．
また，電子線照射時に発生するオゾンによる酸化防止のために表面に 2μm の Cr メッキが施されてい㞹ᴗ⾪㟻䛮ム㥺∞䛴❻㒂䜘ྙ䜕䛡䜑

る．電子線照射（電子線のエネルギーは 5MeV）は
原子燃料工業（株）の電子加速器（RHODOTRON）

ム㥺∞

によって実施した (29)．今回測定した試験片は 6 枚㞹ᴗ⾪㟻で，試験片の照射損傷量は 0〜22mdpa，照射時の試
RTD

験片の平均温度は 240〜300℃である．

RTD（a）電極表面外側端部と試験片端部を合わせた測定
表4
C
0.25

供試体の材料組成(29)（単位：wt％）

Mn
1.20

Si
P
Ni
0.25 0.014 0.58

Cr
0.08

Mo
0.54

Cu
0.12

❻㒂䛴✨䜘㑂䛗䜑

48
䂼4

䂼3

10

ム㥺∞

0.6

㞹ᴗ⾪㟻
RTD

4

4
1

図 10

試験片形状(29)RTD（b）試験片端部の穴を避けた測定
図 11

測定時の電極と試験片の位置関係

196

端部を試験片端部より内側に置き，端部の穴を避け

3.2.1

βに対する影響βは式（14）が示すように試験片寸法により変化
するが，電極と試験片の端部を合わせない場合の試᥃よన⨠䜘ን໩䛛䛡䛥ሔྙ䟺䃒㻹㻒䉔䟻

て測定した．

㻙㻑㻔㼜㻃㻠㻃㻔㻑㻓㻓㻓㻗㼛

㻘㻑㻜

㻘㻑㻚

験片長さの表し方は不明である．そこで，低合金鋼

㻘㻑㻚VS の厚さ 1mm と 5mm の試験片について，試験片と電極の端部を一致させる場合と一致させない場合

㻘㻑㻜❻㒂䜘ୌ⮬䛛䛡䛥ሔྙ䟺䃒㻹㻒䉔䟻㻙㻑㻔

図 13 電極と試験片の接触位置の測定値に対する影響の両方について測定し，両者を比較した．表 5 と図12 に使用した試験片と測定時の位置関係を示す．試
片端部を電極端部と一致させ，55mm の試験片の測定では電極端部の外側に位置するように配置し，短い試験片の場合と電極間距離が一致するようにした．

表5

試験片と電極との位置関係

試験片の寸法（mm）
1，5 × 10 × 25
1，5 × 10 × 35

試験片長さ
L（mm）
25
35

電極間距離
de（mm）
15
25

1，5 × 10 × 45
1，5 × 10 × 55

45
55

35
15，25，35㼜㻃㻠㻃㻓㻑㻜㻜㻜㻛㼛
㻘㻑㻜

㻘㻑㻚
㻘㻑㻚

図 14

㻘㻑㻜
ᐁ㝷䛴ῼᏽೋ䟺䃒㻹㻒䉔䟻㻙㻑㻔

試験片寸法から予測される値との比較が得られ，βの適合が確認できる．従って，試験片と電極の端部を一致させない場合は，式（14）におL
5஢ῼ䛛䜒䜑ῼᏽೋ䟺䃒㻹㻒䉔䟻

験片長さが 25，35，45mm の試験片の測定では試験㻙㻑㻔

ける試験片長さ L を電極間距離 de ＋ 10（mm）に5置き換えることによりβを計算できると判断した．

de䝞䝯䝅䜫⣪Ꮔ

ຊ⇍䝚䝱䝇䜳

䝖䞀䝃䞀෫༴䝚䝱䝇䜳

3.2.2 被測定領域に対する影響
有限要素法を用いた熱伝導定常解析により，試験片と電極の端部を一致させないで測定した場合の試

図 12試験片と電極の位置関係

験片内部の温度分布を計算し，被測定領域を確認す
る．計算モデルを図 15 に示す．試験片の材質は Fe
で 1 × 10 × 55（mm），電極間距離を 25mm として

図 13 に測定により得られた式（15）の左辺の値を示計算した．使用したパラメータは 2.4 節と同一であす．横軸は 25，35，45mm の試験片で端部を一致さる．

せた場合，縦軸は 55mm の試験片で接触位置を変化

図 16 に熱伝導解析により得られた測定時の系の温させた場合である．これより，電極と試験片の端部

度分布と試験片内部の温度分布を示す．これより，を一致させた場合とより長い試験片について電極間試験片内の温度変化の大半が電極間の領域で生じる

距離 de を一致させて電極と試験片の端部を一致さことが分かり，試験片と電極の端部を一致させた場

せない場合の測定結果がほぼ同等であることが分か合と同様である．一方，電極間の温度変動に比べるる．また，25，35，45mm の試験片の測定結果を，と電極上と電極の外側の領域の温度変化は僅かであ

それらの寸法から算出されるβより予測される測定る．従って，試験片と電極の端部を合わせないで測値（式（15）の右辺に相当する）と比較すると図 14定した場合の測定値には，電極上と電極の外側の領197

26，24，22，20，18，16mm の 6 通りである．また，෫༴䝚䝱䝇䜳

測定は 10 × 48mm の表裏 2 面のそれぞれを接触面ム㥺∞として行い（熱電対取付け痕のある面を裏とする），
計 12 回の測定結果を平均することにより当該試験片఩Ὼഁ㞹ᴗの代表値とした．なお，試験片表面の Cr メッキは㧏Ὼഁ㞹ᴗ

測定前に研磨によって除去し，その影響を排除した．
ところで，測定対象の低合金鋼の熱伝導率は不明

ຊ⇍䝚䝱䝇䜳

でありβを算出できない．そこで，低合金鋼の熱伝図 15系の対称性を利用した計算モデル

導率が 0.03~0.05W/mm･K (26) であることから，次節では，λ＝ 0.04W/mm･K として得られる相対熱
電能を基準に，λ＝ 0.03W/mm･K として得られる
相対熱電能を下限値，λ＝ 0.05W/mm･K として得られる相対熱電能を上限値とした．なお，基準温度
Trefは 26.85℃に設定した．

3.4

測定結果

図 17 に未照射材の測定から得た測定値の温度変化を示す．これより温度変化率として−0.019μv/℃/℃が得られ，照射材に対してもこの値を採用した．
これは，基準温度 Tref と測定温度 Tav との違いを（a）系の温度分布

0.5℃以内に抑えるように測定したことにより，基準
温度合わせに伴う補正量が小さくなって温度変化率

㻖㻚の差異は問題にならないと考えたためである．

ム㥺∞᩷㟻䛱䛐䛗䜑న⨠
Y䟺ᯀཉ䟻

2

㻔㻚
㻐㻗㻓

2
㞹ᴗ

㻘㻑㻖

Z䟺ᯀᖕ䟻
3

㻐㻖㻓
㻐㻕㻓
㻐㻔㻓
㻓
㻔㻓
㻕㻓
ム㥺∞䛴㛏ᡥ᪁ྡྷ䟺㧏Ὼഁ㞹ᴗ䛴᪁ྡྷ䛒ḿ䟻䚭㻋㼐㼐㻌㻖㻓（b）試験片内部の温度分布㞹నᕣ䛮Ὼᗐᕣ䛴Ẓ1㻕㻚䂫㻹 㼐㻒䂫㻷 㼐䟺䃒㻹㻒䉔䟻

Ὼᗐ䟺䉔䟻

3

㻘㻑㻕

㻘㻑㻔

㻘
㻕㻗

図 16

接触位置を変更した場合の温度分布域の情報を含まずに，2 つの電極に挟まれた領域の㻕㻜ᖲᆍῺᗐ㻃㻷 㼄㼙䟺䉔䟻㻖㻗

図 17 温度変化率の測定（未照射材：電極間距離は 24mm）

情報が均等に含まれると考えても支障ない．
図 18 に 1 枚の試験片について実施した 12 回の測

3.3 測定方法

定結果を示す．例として示したのは損傷量が 1mdpaと 22mdpa の試験片の結果である．3.2 節における

3.2 節で得られた結果を踏まえ，電極上表面の端検討から電極間距離 de を小さくすると被測定領域

部が試験片端部の穴の内側に位置するように試験片が狭くなり，電子線照射時のビームプロファイルを配置し，電極間距離 de を順次小さくして測定す（29）との照合より，de ＝ 16mm ではビーム強度がることにした．これにより試験片両端の穴の影響は

ピ ー ク か ら 約 70％ 以 上 の 範 囲，de ＝ 26mm で は無視できる．測定を実施した時の電極間距離 de は

ビーム強度がピークから約 40％以上の範囲が被測定

㻘㻑㻛

㻙㻑㻕
䕹䚭⾪ഁ
䕵䚭⿤ഁ

⿤ഁ䛱䛐䛗䜑ῼᏽ⤎ᯕ㻃㻷㻨㻳㻦㼘 㼕㼈㼉䟺䃒㻹㻒䉔䟻┞ᑊ⇍㞹⬗㻃㻷㻨㻳㻦㼘 㼕㼈㼉䟺䃒㻹㻒䉔䟻

198

㻘㻑㻙

㻘㻑㻛

㻘㻑㻗

㻘㻑㻗

㻘
㻘

㻔㻘
㻕㻘
㞹ᴗ㛣㊝㞫㻃㼇㼈 䟺㼐㼐䟻

㻖㻘

㻘

図 19

㻙㻑㻕

┞ᑊ⇍㞹⬗㻃㻷㻨㻳㻦㼘 㼕㼈㼉䟺䃒㻹㻒䉔䟻┞ᑊ⇍㞹⬗㻃㻷㻨㻳㻦㼘 㼕㼈㼉䟺䃒㻹㻒䉔䟻（a）損傷量 1mdpa の試験片

䕹䚭⾪ഁ
䕵䚭⿤ഁ

㻙㻑㻓

㻘㻑㻛
㻘

㻔㻘
㻕㻘
㞹ᴗ㛣㊝㞫㻃㼇㼈 䟺㼐㼐䟻㻘㻑㻗㻘㻑㻛⾪ഁ䛱䛐䛗䜑ῼᏽ⤎ᯕ㻃㻷㻨㻳㻦㼘 㼕㼈㼉㻃䟺䃒㻹㻒䉔䟻㻖㻘

測定時の接触面と測定結果

㻙㻑㻕

㻘㻑㻙

㻘
㻓

（b）損傷量 22mdpa の試験片
図 18

㻙㻑㻕

㻘

㻔㻓
㻔㻘
᥾ഭ㔖䟺㼐㼇㼓㼄䟻

図 20

熱電能と損傷量㻕㻓㻕㻘

1 枚の試験片における 12 回の測定結果

領域と推定される．しかし，22mdpa の試験片ではに比較することは出来ないが，原子炉容器におけるde が小さくなると相対熱電能が上昇し，1mdpa の損傷量が最大で 0.1dpa 程度であることから，その試験片では逆の関係となっている．その他の照射試

熱電能にはこれ以上の変化が生じると予想される．

験片の相対熱電能についても de に対する依存性にところで，未照射時の相対熱電能は 2.3 節で得られ共通することは確認されなかった．従って，ビームた低合金鋼 VS における値より小さく，損傷量がプロファイルを起因とする熱電能の試験片長さ方向

22mdpa の場合に同程度の値になっている．これはの分布は生じていないと考えられる．

熱電能が組成により変化することから十分に予想さところで，図 18（b）では表側と裏側での測定結れた結果であるが，異なる材料の照射影響を熱電能果に差が見られるが，今回測定した 6 枚すべての試により比較する際には未照射時の熱電能の違いに注

験片に関して，表側を接触面とした時の測定結果を意が必要なことを示している．

横軸，裏側を接触面とした時の測定結果を縦軸に以上より，照射に伴い熱電能が変化し，その変化取って比較すると図 19 が得られ，全体として両者に量は十分に測定可能な量であることが確認でき，熱違いは見られなかった．それゆえ，図 18（b）で見電能が照射に伴う脆化や組織変化に対する有効な指られる表側と裏側での測定結果の違いは偶然誤差と標となる可能性があると考えることができる．

考える．
図 20 に 6 枚の測定結果を損傷量で整理した結果を

4.

まとめ

示す．損傷量の増加に伴って相対熱電能が大きくなっており，損傷量が 22mdpa になると未照射時に低合金鋼の電子線照射材の熱起電力測定に備えて比べて 0.82μV/℃の上昇を示した．これは未照射時

熱起電力測定において必要となる測定値の補正方法の相対熱電能 5.26μV/℃の約 16％に相当し，有意での検討を行い，0.024〜0.091W/mm･K の熱伝導率測定可能な違いである．照射粒子の違いのため単純を持つ材料を利用して試験片の熱伝導率と寸法の影

199

響を考慮した熱電能算出のための補正式を作成した．
また，測定時の系の熱伝導解析より試験片の配置と(10) 中 東 重 雄，程 衛 英，志 波 光 晴 他，技 術 レ
ビュー，2, pp.34-40（2006）．

被測定領域の関係を検討し，試験片のうち，電極間(11) M. Delnondedieu, J.F. Coste, H. Hegeman etの範囲に位置する部位の情報のみが測定値に含まれal., FISA2003 EU Research in Reactor Safety,

ると考えて問題ないことを確認した．以上を踏まえ

Luxembourg, 10-13 November,（2003）．

て，低合金鋼の電子線照射材の測定を実施し，照射(12) G. Dobmann, I. Altpeter, M. Kopp, Rus. J.

損傷が大きくなれば熱電能が大きくなり，熱電能がNondestr. Testing, 42, pp.272-277（2006）．

照射に伴う脆化や組織変化に対して有効な指標とな(13) M. Delnondedieu, M. Houze, Сборник доклад

る可能性を持つことが確認できた．今後は，照射にов седьмой Российской конференции по реакто

伴う熱起電力変化の要因を組織変化と関連づけて検рному материаловедению , Димитровград ,討していくことが必要となる．

8-12 September,（2003）．
(14) B. Acosta, L. Debarberis, A. Rito, 4th

謝辞International Conference on NDE in Relation to
Structural Integrity for Nuclear and Pressurised

電子線照射材の貸出とその取扱いの指導に関して，（株）原子力安全システム研究所の藤井克彦氏に謝意を表します．

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