電中研レビュー第37号

●

目

次

乾式リサイクル技術・金属燃料FBRの実現に向けて編集担当 ● 狛江研究所原燃サイクル部長

巻頭言

東京電力㈱

常務取締役

正

聰明

2

電中研「乾式リサイクル、金属燃料FBR研究」のあゆみ ………………………

4

はじめに

俊男

6

原子燃料サイクル技術……………………………………………………

7

第Ⅰ部

常務理事

榎本

井上

鈴木

第１章

新しい原子燃料サイクル技術開発への取り組み……………………

第２章

先進的原子燃料リサイクル技術への取り組み ……………………… 13

２−１ ●先進的原子燃料リサイクルの開発の概要と国内外の現状

9………… 15

２−２ ●分離変換技術開発への取り組みと内外の動向 ………………………… 16

第３章

乾式リサイクル技術の概要と電中研における取り組み …………… 19

３−１ ●乾式リサイクル技術の概要 ……………………………………………… 21
３−２ ●乾式リサイクル技術の特徴 ……………………………………………… 22
３−３ ●電中研における取り組み ………………………………………………… 22

第４章

乾式再処理技術 …………………………………………………………… 25

４−１ ●電解精製技術 ……………………………………………………………… 28
４−２ ●陰極回収物処理技術 ……………………………………………………… 31
４−３ ●電解精製使用済み塩からの超ウラン元素の還元抽出技術 …………… 32
４−４ ●燃料製造技術 ……………………………………………………………… 33
４−５ ●プロセスフロー …………………………………………………………… 36

第５章

酸化物燃料への乾式再処理技術の適用 ……………………………… 39

５−１ ●リチウム還元プロセスの原理とフローシート ………………………… 41
５−２ ●アルゴンヌ国立研究所における研究開発の現状と課題 ……………… 43
５−３ ●当所における研究開発の現状と今後の展開 …………………………… 45

第６章

高レベル廃液からの超ウラン元素の分離技術 ……………………… 47

６−１ ●乾式分離の前処理技術 …………………………………………………… 50
６−２ ●超ウラン元素の高温冶金分離技術 ……………………………………… 53
６−３ ●乾式分離プロセスの物質フロー ………………………………………… 57

第７章

廃棄物固化技術 …………………………………………………………… 59

７−１ ●ガラス固化技術 …………………………………………………………… 61
７−２ ●人工鉱物固化技術 ………………………………………………………… 62
７−３ ●金属廃棄物の固化技術 …………………………………………………… 64

第８章

金属燃料乾式再処理施設の経済性評価 ……………………………… 65

８−１ ●施設の概念設計 …………………………………………………………… 67
８−２ ●施設の概念設計結果 ……………………………………………………… 68
８−３ ●経済性評価結果 …………………………………………………………… 69

第９章

乾式リサイクルプロセスの核拡散抵抗性の評価 …………………… 73

９−１ ●アメリカの核拡散抵抗性の評価 ………………………………………… 75
９−２ ●国内の金属燃料リサイクル施設の保障措置 …………………………… 77

第10章
第Ⅱ部

まとめと今後の展開 …………………………………………………… 79

金属燃料FBR …………………………………………………………… 83

第11章

金属燃料の特性 ……………………………………………………… 85

11−１ ●金属燃料とは …………………………………………………………… 88
11−２ ●照射中のふるまい ……………………………………………………… 88

第12章

金属燃料炉心の特性 …………………………………………………… 91

12−１ ●燃焼特性 ………………………………………………………………… 93
12−２ ●炉心の反応度特性 ……………………………………………………… 94
12−３ ●被覆管最高温度と炉心出口温度 ……………………………………… 96
12−４ ●燃料温度の変化と燃料要素の寿命支配因子 ………………………… 97
12−５ ●金属燃料FBRサイクル導入時のマスバランス ……………………… 98

第13章

過渡時の炉心の応答評価 ………………………………………………101

13−１ ●設計基準内事象時の応答評価 …………………………………………103
13−２ ●設計基準外事象時の応答評価 …………………………………………104

第14章 金属燃料FBRによるマイナーアクチニドの短半減期核種への変換 ……107
14−１ ●マイナーアクチニドの変換特性 ………………………………………109
14−２ ●マイナーアクチニド含有金属燃料の特徴と照射試験 ………………113

第15章
おわりに

まとめと今後の課題 ……………………………………………………117
理事

狛江研究所長福島充男 123

引用文献・資料等 ………………………………………………………………………124

巻

頭

言

20世紀は、先進国といわれる国で、そして今開発途上国といわれる国々においても、化石燃料エネルギーを無制約と言っていいほどに自由に消費して高度な文明生活を享受した時代であった。
そのような中にあって、多くの人が、遠くなく化石燃料が枯渇すること、そのために、それに代わるエネルギー資源を開発しておく必要性を説いてきた。
化石燃料資源に乏しい我が国にあって、エネルギー資源確保は、もとより国家の枢要な課題であり、原子力は、技術立国である我が国にふさわしいエネルギーと考えられてきた。
というのも、原子力の利用は、原子力の持つ潜在的な危険性を制御して初めて、その奥にある無限の可能性を引き出すことができるからである。
化石燃料は予想を超えて供給力も価格も安定しており、加えて化石燃料の利用技術の革新はめざましく、経済性向上が著しい。化石燃料が限りあるものであることを誰もが否定しないのに、誰もがそのことを忘れてしまっているような状況なのである。
一方、ようやく成熟期にさしかかった原子力は、バック・エンドなど未解決の課題
を抱え、経済性も技術革新著しい最新鋭の火力に比べ安閑とはしておれない状況にある。原子力といっても、所詮燃料であるウラン資源は輸入に頼っており、資源確保の問題が解消されているわけではない。
しかも、資源の需給状況は、あまりにもいろんな要素が複雑に絡み合っていて、誰にも確かなことは分からないのである。我が国では今、先進諸国と同様、電力の自由化が進みつつあり、電力供給が市場原理に任されるならば、資源の選択は基本的にはその利用システムの経済性に委ねられることになるだろう。
こういう状況の中で、エネルギー・セキュリティとは何かを改めて考えてみる必要があるであろう。今のように、先行きが不透明で、不確実性の高い時代において、資源2

の多様化がセキュリティ確保のうえで肝要なことであるにしても、その利用動向は、時の経済性の影響を避けて通れない。では、我が国のエネルギー・セキュリティとは一体何なのか。
突き詰めて考えると、確実なこととして、国際的に信頼されること、エネルギー資
源を買うお金があること、言い換えれば世界に買ってもらえる技術があること、それに、いかような資源についても、環境と調和しながら、効率的かつ安全に、それを利用する技術を保有していることなどが思い当たる。
原子力についても、世界最先端の利用システムに絶えず挑戦していくことが基本であり、そのためには、発想豊かに検討の巾を広げ、多様な選択肢を用意しておくことが必要である。
原子力が他のエネルギー資源と本質的に異なるところは、ウラン資源のリサイクル
利用によって、ウラン資源の利用価値を何十倍にも拡大できることである。その技術を開発しておくことが、とりもなおさず我が国にとってのエネルギー・セキュリティの確保だと思うのである。
電力中央研究所は、長年高速増殖炉を中心とするリサイクル・システムの研究開発に取り組んできた。しかも、いま世界の主流となっているものとは異なる乾式リサイ
クル技術や金属燃料に注目してきたのである。それが今、高速増殖炉開発のブレイ
ク・スルーになるのではないかと期待されている。本号では、そのエッセンスが紹介されている。
本年７月から核燃料サイクル開発機構と電力・電力中央研究所で協力して、高速増殖炉の基礎技術を広く掘り起こし、将来有望な候補となる技術やシステムを抽出する「高速増殖炉実用化戦略調査研究」を始めることになったが、電力中央研究所が行ってきたこのような研究が大きな貢献をすることであろう。このような技術に早くから注目し、地道な努力を積んでこられた関係者に心から賞賛の言葉を贈りたい。
東京電力㈱

榎

本

常務取締役

聰

明

電中研レビュー No.37● 3

電中研「乾式リサイクル、金属燃料FBR研究」のあゆみ
西暦

当研究所の状況

内

外

の

状

況

・ピューレックス法を用いた湿式再処理のパイロッ
ト規模試験がオークリッジ国立研究所で開始（1950−1952）

1950年代〜1960年代初頭

・乾式再処理法として金属燃料を対象とした高温冶
金法（液体金属抽出法、溶融塩抽出法、溶融塩電解法など）、酸化物燃料を対象とした高温化学法（塩移動法、塩サイクル法など）、フッ化物揮発法が研究開発される・金属燃料を使用したFBR実験炉（DFR（英）、EBR-1、
E.Fermi（米））が運転

1960年代・EBR-2（U-Fs合金燃料）/FCF（Fuel Cycle Facility
が米国ANLで運転開始
・実用規模の再処理でピューレックス法が主流になる（West Valley工場）、1966年

1960年代後半

・米国金属燃料FBRの開発を断念し、EBR-2に併設のFCFの運転を中止、1968年
・ANL金属燃料のスウェリングの解決方策を見出す、
1970年代初期

1970年代初期
1982年頃・乾式再処理技術に関する調査を実施

1983年頃・長半減期核種の消滅処理の技術的可能性検討に着手（欧、米の現状の調査実施）
・ANLにおいてIFR（Integral Fast Reactor）計画
がスタート

1984年
1985年

・長半減期核種消滅法検討プロジェクトグループを設置
・FBRプロジェクトチームにおいて金属燃料サイ
クルの研究開発開始

1986年

・長寿命放射能消滅特別研究室を設置し長半減期核種の分離・消滅処理の研究開発に着手

1987年

・乾式再処理研究のうち電解精製技術の開発に関し㈱東芝との共同研究を開始

1988年

・ANL情報に基づき乾式再処理技術の成立性と経済的なポテンシャルを確認
・乾式法によるTRUの分離基礎研究に関し米国ロックウェル・インターナショナル社（現ボーイング社）と共同研究を開始
・電解精製により１kg級のウランの回収に成功
・TRU含有金属燃料の製造、物性試験並びに照射試験に関しEU超ウラン元素研究所と共同研究を
開始

1989年

4

・IFR計画WBS200「乾式再処理要素技術の開発」に参加（研究員を派遣）

・原子力委員会放射性廃棄物対策専門部会で「群分離・消滅処理技術研究開発長期計画（通称オメガ計画）
」
策定

西

暦

1991年

1992年

当研究所の状況

内

外

の

状

況

・乾式分離プロセス試験設備を設置し、模擬物質を用いてプロセスの実証試験を開始

・IFR計画は燃料サイクル実証試験のフェーズに進展

・ウラン試験によりカドミウム陰極の技術的成立性を確認

・仏「放射性廃棄物管理研究に関する法律」を制定。
これを受けてSPIN（Separation and Incineration）
計画がスタート・IFR計画WBS500「金属燃料サイクル実証試験」に日本原子力発電㈱とともに参加（電力、メーカー、電中研より研究員を派遣）
・塩廃棄物をソーダライト化する合成技術を開発（ANLで）

1994年

・プルトニウムを用いた電解精製基礎試験に関し、
日本原子力研究所と共同研究を開始

・米国の政策変更によりIFR計画中止（実証試験用装置の機能試験中）し、FCFを使ってDOE保有の使用済み燃料の処理技術の開発に移行

・塩廃棄物固化の技術開発に着手（電中研所内で）1995年

・米国DOEとのIFR技術に関する共同研究終了（延べ17名の研究員を派遣）
・仏国高速原型炉フェニックスでの照射試験用の金属燃料（TRU含有）９本を製造

1996年

・ 金 属 燃 料 の 乾 式 再 処 理 、 高 レ ベ ル 廃液からのTRUの分離、並びに酸化物燃料の乾式再処理に関する研究を統合し、次世代燃料サイクル「乾式リサイクル技術」として研究開発を新たに展開

・FCFで使用済みEBR-2燃料の処理（ウランの分離、回収）を開始・小規模な還元・抽出試験により各々の超ウラン元素を99.5％以上乾式法で分離できることを実証（ロックウェル・インターナショナル社との共研でミズリー大学で実証）・受託研究「金属燃料リサイクルシステム技術開発」
を開始
1997年

・乾式法によるTRUの効率的な分離プロセスを構築
・日本原子力研究所との共同研究で電解により溶融
塩中からプルトニウム金属、ネプツニウム金属を国内ではじめて回収
・酸化物燃料の金属への還元に関する共同研究を英
国AEAテクノロジー社と開始

1998年

1999年

・照射燃料を用いて電解精製、TRU分離、高レベ
ル廃液からのTRUの分離に関する小規模実証試
験を超ウラン元素研究所と共同研究で開始
・核燃料サイクル開発機構との間で原子力の研究開発に関する研究協力協定を締結
・核燃料サイクル開発機構との共同研究「乾式再処理プルトニウム試験」を計画

・核燃料サイクル開発機構-電力が一体となって実施するFBRサイクルに関する実用化戦略調査研
究が開始
・原子力委員会原子力バックエンド対策専門部会でオメガ計画のチェック・アンド・レビューを実施
・原子力委員会で原子力の研究、開発および利用に関する長期計画の策定作業が開始
・ANLでEBR-2金属燃料の処理実証計画を終了。
合計約1,000kgの燃料を処理（1999.12）

電中研レビュー No.36● 5

は

じ

め
常務理事

に
鈴木

俊男

蒸気機関の実用化により1830年頃から始まった人類による急激なエネルギーの消費は、20世紀に入ってから益々勢いを増し、数世紀後には化石資源が枯渇し、かつそれらの大量消費による環境汚染や地球温暖化の影響が顕著になってくると予想されている。一方、1960年代から先進工業国を中心として原子力エネルギーが利用されてきており、我が国のような化石資源が少ない国では中核となるエネルギ
ー源となっている。この原子力を21世紀以降も枢要なエネ
ルギーとして使っていくためには、国民からも受け入れや
すい原子燃料サイクルの確立が希求されている。
電力中央研究所では次世代に向けて革新的な技術を使った原子燃料サイクルの重要性に早くから着目し、昭和61年頃から鋭意研究開発を進めてきている。そこでは経済性のみならず、環境や核拡散への配慮を取り入れた次世代のサイクルとして使用済み燃料の乾式再処理と金属燃料FBRによるリサイクル技術、並びに使用済み燃料中に含まれる長寿命核種の乾式法による分離と金属燃料
FBRを用いた燃料技術の開発を行ってきた。
この電中研レビューではこれまで10数年にわたって実施してきた当所の成果を、海外の研究機関との共同研究で得られた成果を含めて紹介する。おりしも原子力委員会では我が国の原子力長期利用計画を策定中であり、本レビューが今後の原子力エネルギーの進むべき方向を考える上での一助となれば幸いである。

6

第Ｉ部
原子燃料サイクル技術

第

章

1

新しい原子燃料サイクル
技術開発への取り組み

第１章

新しい原子燃料サイクル技術開発への取り組み ● 目
原燃サイクル部長

新しい原子燃料サイクル技術開発への取り組み

正…………………………………………………………………………………11

井上正（1974年入所）
原子燃料の物性評価、原子炉一次冷却水系の放射能管理に関わる研究に従事した後、返還ガラス固化体を対象として高レベルガラス
固化体の健全性評価、シンロック固化体の評価に10年間携わる。その後、原燃サービス㈱（現日本原燃㈱）の研究開発部に勤務し、昭和62年から乾式法を使った長半減期核種の分離・消滅処理技術、乾式再処理技術の開発に取組んでいる。

10

井上

次

第１章

新しい原子燃料サイクル
技術開発への取り組み

わが国など先進諸国ではこれまでエネルギーを大量に消費することによって文明が高度に発達してきたが、そ⑶

FBRの開発が必要である。

の結果、化石燃料エネルギーの大量消費をもたらしてお現在、実用化されている再処理技術は、使用済み燃料

り、今後もエネルギー消費の伸びが予想される。また、を硝酸溶液に溶解してウランやプルトニウムを抽出する

開発途上国も先進諸国の歩んできた道をたどっており、

ピューレックス法 ＊１と呼ばれる方法であり、フランス

今後は、膨大なエネルギーの消費が予想される。

やイギリスでは、使用済み燃料を年間それぞれ800トン、

これまで、これらのエネルギーは主として石油、石炭

1200トン処理できる再処理工場が稼動している。わが国などの化石燃料によって賄われてきており、近年はそのでも原子燃料サイクルの確立を目指し、電気事業が主体

大量消費にともなうCO2発生量の増大による地球温暖化となって青森県六ヶ所村に年間処理量800トンの再処理が重要な関心事となっている。1960年代からは化石燃料工場を建設しており、2005年の運転開始を予定している。

に加え、ウラン資源を使った原子力発電が先進諸国でエ

現在国内では、原子力発電により年間1000トン程度のネルギー供給の有力な手段として利用されてきており、

使用済み燃料が発生しており、発電量の増加に伴って今わが国においても現在、電力需要の約36％が原子力発電後も増えることが予想される。さらにFBRが運転されにより賄われている。原子力発電のCO2発生量は化石燃ると、その使用済み燃料のための再処理工場が必要とな料による発電に比較して少なく、地球温暖化抑制の観点るが、その建設にあたっては原子力発電所と同様に経済からも主要電源の一つとして好ましいエネルギー源であ性が大きな課題である。また、ピューレックス法によるる。

再処理ではプルトニウムが高い純度で回収できるので、原子力発電は現在、冷却水に軽水を使う軽水炉が主流

核拡散に対する懸念を解消することも今後の検討課題のであり、天然ウラン（U）中に0.7％しか存在しないウラ一つである。現在は、精密に成型加工された高価なペレ

ン-235だけが燃料として利用されている。これでは石油ット燃料が使われているが、今後の燃料製造には、高放などの化石燃料と同様、数十年間で資源が枯渇すると予射線環境下でも適用でき、かつ製造プロセスが簡便で経想されている。しかし、天然に存在するウランの大半

済的な方法が求められる。

（99.3％）を占めるウラン-238を利用することで、膨大な現行の再処理手順では、ウラン、プルトニウムを回収

エネルギーを生み出す潜在的な能力が利用できれば、今した後、その他の元素は高レベル放射性廃棄物として地後のエネルギー需要の増加への対応も含めて原子力発電

中深く埋設（以下「処分」）されることになっている。こで数百年にわたりエネルギーを確保できる有力な準国産の中には高放射性の核分裂生成物のほか、放射能レベル

エネルギーとなる。

が半分に減る期間、いわゆる半減期が400年から２百万

このような点から、長期間安定に原子力発電を利用す

年にわたるマイナーアクチニド（MA）と称されるネプツるためには、軽水炉で使用した燃料から、燃え残りのウニウム（Np）、アメリシウム（Am）、キュリウム（Cm）が含ランやその燃焼とともに生成したプルトニウム（Pu）をまれている。その処分にあたっては超長期にわたり安全

回収し、高速増殖炉（FBR）でリサイクルすることが必に保管できることが重要である。21世紀はリサイクル社

要である。そして、そのカギとなるのが原子燃料サイクルである。この燃料サイクルを完成させるには、⑴

使用済み燃料の再処理技術⑵

燃料加工技術＊１

ピューレックス法：使用済みの原子燃料からウランやプルトニ
ウムなどの有用物質を分離・回収するための手段として、溶媒にリン酸トリブチル（TBP）を用いる湿式再処理法である。ピュレッ
クスという呼び名は、英語のPlutonium and Uranium Recovery
by Extractionの頭文字を集めた略称PUREXによる。

電中研レビュー No.3７● 11

会と言われるように環境問題への国民意識は高まってきー源を安定して確保するという観点から、FBRの導入ており、原子力発電に対する国民の理解を向上させるたは非常に重要な選択肢と考えられる。そのためにも化石

めには、このような廃棄物の安全な処分技術の開発とと燃料の価格上昇が予想される2030〜2050年頃を目途に原もに、次世代の原子力においては環境中への廃棄物の排子燃料サイクルを確立する必要がある。
以上のように、次世代にはトータルシステムとして調出をできるだけ低減する技術が必要であると考える。
一方、FBR原型炉「もんじゅ」の最近の事故などに和の取れた原子力技術開発が重要であり、中でも再処理、よるFBR開発の遅れから、再処理で回収したプルトニ

リサイクル技術には経済性や安全性の向上、そして環境

ウムに加え、アメリカ、ロシアの解体核兵器から出てくへの負荷軽減 ＊２を図ることができる先進的な原子燃料

るプルトニウムの民生利用により当面はプルトニウムがサイクル技術やFBR技術が求められている。

過剰になりつつある。このため、原子力発電の実施国においても使用済み燃料をそのまま貯蔵するという方策が当面の選択肢として上がっている。しかし、前述のよう＊２

環境負荷軽減：原子力発電所や再処理工場などから発生する廃棄物を処理する場合の環境への不可低減とは、廃棄物量の削減あ
るいは廃棄物が有する放射能の低減をさす。

に中・長期的にはわが国のような無資源国ではエネルギ

軽水炉サイクル

金属燃料高速炉サイクル

燃料製造

乾式再処理

ウラン採鉱

金属への変換（Li還元）

U

U

濃縮

U,Pu,MA,FP
軽水炉

U,Pu

U

FP

U,Pu

金属燃料高速炉

使用済み
酸化物燃料

U,Pu,MA

U,Pu,MA,FP

湿式再処理

U,Pu,MA

乾式分離
高レベル廃液MA,（U,Pu）,FP

MA,（U,Pu）FP

図1-1-112軽水炉サイクルと金属燃料高速炉サイクル

燃料製造

第

章

2

先進的原子燃料リサイクル技術への取り組み

第２章

先進的原子燃料リサイクル技術への取り組み ● 目
原燃サイクル部長

２−１

先進的原子燃料リサイクルの開発の概念

２−２

分離変換技術開発への取り組みと内外の動向

井上

14

正

10ページに掲載

井上次正………………………………………………………………………………15…………………………………………………………………………16

２−１

先進的原子燃料リサイクルの開発の概要と国内外の現状

先進的原子燃料リサイクル技術とは、経済性と安全性で、両者の混合物を硝酸溶液中に抽出する方法である。

の向上、環境負荷の低減を図りながら軽水炉（LWR）サ

この方法を適用するために、ウランやプルトニウムの抽

イクルと高速増殖炉（FBR）サイクルを結び付ける次世

出に先立ち、使用済み燃料中に多量に存在するウランを代のリサイクル技術であり、FBR技術とその再処理技

溶解液の液温を下げることにより硝酸ウラニルの形で析

術及び燃料製造（再加工）技術などからなる。

出（晶析）させてウランを粗分離することや、マイナーア

わが国ではおよそ10年前から経済性、安全性の向上、クチニド元素を分離するために特別なプロセスを付け加環境負荷の低減を考慮した先進的再処理技術に関する研えることも考えられている。燃料製造については経済的究が日本原子力研究所（原研）、核燃料サイクル開発機構に高価である従来のペレット製造に代えて、硝酸溶液中（サイクル機構：旧動力炉･核燃料開発事業団）、電力中に溶解しているウランやプルトニウムを酸化物の顆粒状

央研究所
（電中研）
などで行われている。一方、原子力委に転換して振動充填法により燃料を製造することが考え

員会でも平成６年６月の原子力の研究、開発及び利用にられている。この燃料製造法は、後に述べる酸化物燃料

関する長期計画の策定を受けて、FBR開発とその再処

乾式サイクルを開発しているロシア原子炉科学研究所

理技術開発を総合的に検討する「核燃料リサイクル計画（RIAR）で開発された方法で、サイクル機構でも現在そ専門部会」および「高速炉開発専門部会」を設けて具体の方法を調査検討している。

的な研究開発計画の検討を開始した。
国外でもフランス、ロシアなどで再処理プロセスの簡⑵

乾式再処理−金属燃料

素化やマイナーアクチニド（MA）の回収を含めた新しい

溶融塩や液体金属を用いてウラン、プルトニウム、マ技術が開発されている。アメリカでは1984年から高温下

イナーアクチニド元素を電解精製法や還元・抽出法によでの冶金技術に関するそれまでの知見をもとにIFR

り分離し、射出成型法により燃料を製造するプロセスで（Integral Fast Reactor）
計画と名づけて金属燃料FBRとある。これは1984年から1995年までアメリカ アルゴン

その燃料サイクルを一体にした統合型FBRサイクルの

ヌ国立研究所（ANL）で開発してきた金属燃料サイクル開発を進めてきたが、プルトニウムを利用しないという技術を基本としたもので、当研究所における乾式リサイ

政府の方針転換を受けて1994年９月にその開発が中断さクルもこの技術を基本としている。本技術については、れた。またFBR炉心についても、緊急停止に失敗して詳細を第３章以降で述べる。

も結果的に自然に原子炉が停止するなどの受動的な安全性や経済性の大幅な向上を図るため、各種の革新的技術を取り入れたシステムの研究が我が国を中心に欧米においても進められている。
先進的原子燃料リサイクルとして、以下に示すような技術の開発が進められている。

⑶

乾式再処理−酸化物燃料
酸化物燃料を溶融塩中で直接電解して二酸化ウラン（UO2）をまず回収した後、沈澱により二酸化プルトニウム（PuO 2）を回収し、これらの回収物を振動充填法で燃料に加工するというプロセスである。この方法は1960年
代からロシア原子炉科学研究所（RIAR）で開発が進めら⑴

湿式再処理−酸化物燃料

れており、酸化物燃料を基本としていることから、酸化

ピューレックス法を基本とした湿式法を大幅に簡素化

物燃料を使う軽水炉を運転しているわが国の電力会社が、した方法で再処理し、その製品を振動充填法で燃料製造

その技術的な成立性に興味を持ってRIARから成果を入するプロセスである。これは現在、主としてサイクル機

手している。RIARではこの方法について、使用済み燃構で研究開発が進められおり、ウランやプルトニウムを料を約３〜４kg用いた実証試験までを実施した。そこ

分離、精製していた工程を簡素化あるいは省略すること

ではBOR-60＊１で約20数％まで照射された燃料が使われ

電中研レビュー No.37● 15

た。現在はこの再処理から回収した製品を使って燃料製くらいに優れているというセラミックスと金属の両者の造の実証試験が行われており、その後、BOR-60または特徴を併せ持った高性能燃料であること、さらに窒化物

BN-600＊１での照射試験が予定されている。但し、この燃料の再処理には、金属燃料の再処理で開発してきた乾方法ではウランの解除が不充分な上、ウラン、プルトニ式再処理がそのまま適用できることを利用して基礎研究

ウム以外のマイナーアクチニド元素が複数の工程に分散に着手した段階である。

されるため、マイナーアクチニドの回収には別の技術開以上、ここでは先進的原子燃料リサイクルとして湿式発が必要である。

法、乾式法を用いた燃料サイクルの現状を述べたが、そ⑷

乾式再処理−窒化物燃料の開発にあたってはそれぞれが持つ課題のほか、経済性

さらに乾式法を用いた方法に、原研で進めている超ウや環境負荷低減性などを考慮して、将来どのような燃料

ラン元素の消滅を狙った窒化物燃料サイクルがある。窒サイクルを作るのか、また原子炉の安全性、増殖性など

化物燃料は、融点が3050℃と高く熱伝導度も金属と同じの観点から将来のFBRとして、どのような燃料形態が望ましいかなど、その選定にあたっては様々な角度から＊１

BOR-60、BN-600：ロシア原子炉科学研究所にある高速実験炉

２−２

分離変換技術は、高レベル放射性廃棄物に含まれる長の検討が必要であることを付け加えておく。

分離変換技術開発への取り組みと内外の動向
元素も有効に利用していこうとする姿勢が見られる。

半減期核種を分離し、原子炉や加速器を用いて単半減期

わが国では1988年10月に原子力委員会放射性廃棄物対の核種に変換する技術である。これにより高レベル放射策専門部会が「群分離･消滅処理技術研究開発長期計画」

性廃棄物が長期間有する放射能を軽減することを目的と（オメガ計画）を策定し、原研、サイクル機構、電中研がしている。この技術に関しては、1970年代に欧米で活発中核となって研究を進めている。この計画のなかで3機に基礎研究や評価が行われた。その結果、分離変換処理

関が実施している研究開発について平成11年から原子力は技術的には可能であるが、必要な投資に対して得られ委員会原子力バックエンド対策専門部会でチェック・ア

る効果が小さい、と評価され、この研究は一時下火にな

ンド・レビューが開始された。

った。
しかし、1980年代になると高レベル放射性廃棄物の地

一方、フランスでは先の背景を受けて、高レベル放射性廃棄物の処理・処分計画を一時凍結、廃棄物対策を見

下研究施設の立地難などもあり、フランスでは超ウラン直し、元素の管理を取り入れた改良型の再処理法の研究推進を⑴うたったカスタン委員会（1983年10月〜1984年10月）
報告⑴

やバタイユ報告 ⑵が契機となり、またリサイクル時代

ル）の研究（SPIN計画）⑵

地下実験所の建設と深地層処分に際しての処分廃棄
物取り出し可能性の検討に向けた環境への負荷軽減の指向とあいまって再び研究開発が盛んになってきている。ここでは分離変換技術が高度化再処理（分離変換技術を導入した燃料サイク⑶

高レベル放射性廃棄物の長期貯蔵に関する研究

高レベル放射性廃棄物のガラス固化技術に代わるものと

以上３つの研究開発の推進をうたった「放射性廃棄

してではなく、あくまでもその補完技術として、処分に物理の研究に関する法律」が国民議会で1991年12月に成あたり長期的な潜在毒性を低減させ、社会的に受入れや立した。この法律ではこれら３つの研究を今後15年間並

すいものにするとともに、今後の原子燃料サイクルでは行して進め、その結果に基づいて最適な廃棄物処分オプ

ウラン、プルトニウムばかりでなくマイナーアクチニド

ションを選択するとしている。

16

またアメリカでも、エネルギー省（DOE）がNational

る見方の変化や燃料運用の多様化なども含め、さまざま

Research Council（全米科学協議会）に依頼した評価では、な観点から将来の望ましい原子力システムに用いる技術

分離変換技術は将来の選択肢の一つであり、経済性と二オプションとして、分離変換技術を評価することが必要

次廃棄物発注量の低減をねらって研究開発は続けること

である。

⑶

が必要であると述べている 。

以上、分離変換技術の現状を述べた。この技術は高レ

最近、欧米ではFBRの開発が遠のく一方、プルトニ

ベル放射性廃棄物などが持つ超長期にわたる潜在的な毒ウムやマイナーアクチニド元素の燃焼用の未臨界の原子性を低減しようとする技術であり、高レベル放射性廃棄炉を陽子加速器と一体化した加速器駆動システム（ADS）

物の処分が必要なくなるということではなく、その処分が開発対象として浮上してきている。今後の燃料の運用の負担や環境への負荷をすこしでも軽減しようとするとを考えた場合、そこでは今以上の超ウラン元素の生成がころにねらいがある。

予想される。このような欧米社会における原子力に対す

電中研レビュー No.37● 17

第

章

3

乾式リサイクル技術の概要と電中研における取り組み第３章

乾式リサイクル技術の概要と電中研における取り組み ● 目
原燃サイクル部長

井上

次
正

３−１

乾式リサイクル技術の概要………………………………………………………………………………………………21

３−２

乾式リサイクル技術の特徴………………………………………………………………………………………………22

３−３

電中研における取り組み…………………………………………………………………………………………………22

井上

20

正

10ページに掲載

３−１

乾式リサイクル技術の概要
料FBRによる変換技術

将来の合理的な原子力システムには、経済性ばかりでなく安全性や核拡散抵抗性＊１の向上、環境負荷の低減の開発を進めてきた。

などがその用件として求められている。このためには原

一方、昨今の原子力情勢からFBRの導入は当初計画よ

子炉システムだけでなく、それを支える原子燃料サイクりも遅れ、21世紀においても、当面は軽水炉が主流にな

ルに新しい考えや技術を取り入れて行く必要がある。当ると考えられることから、乾式再処理技術を軽水炉の酸研究所ではこれを満たす将来の理想的なシステムを

化物燃料（UO2燃料や今後装荷されていくMOX燃料＊２）⑴にも適用するために、

金属燃料FBRと乾式再処理を取り入れた燃料サイ

クル⑶

酸化物燃料の金属への還元技術と考え、昭和60年頃から開発を進めてきた。またそれとの開発も平成７年から進めている。これら３つの課題をほぼ同じ時期より、高レベル放射性廃棄物から超ウラン

一つのシナリオに統合したトータルシステムを当所では元素を除去し、その処分期間が超長期にわたることによ「乾式リサイクル技術」と称している（図3-1-1）。ここでる安全確保の不確実性を低減させ、高レベル放射性廃棄の基礎技術は、電解精製によるウランとプルトニウムの物処分の社会的受容性の向上を目的とした回収、電解や還元･抽出による超ウラン元素の回収、そ⑵

れら回収物を金属燃料FBRにリサイクルするための射乾式技術を取り入れた長半減期核種の分離、金属燃

金属燃料高速炉サイクル

軽水炉サイクル

乾式分離
還元抽出

燃料製造

塩化物への転換TRU回収

射出成型技術高レベル廃液
湿式再処理
乾式再処理

金属燃料

電解精製

U, Pu回収

還元抽出

TRU回収
酸化物燃料
金属への還元

廃棄物処理

ガラス固化技術
人工鉱物固化技術

図3-1-1＊１

乾式リサイクルプロセス

核拡散抵抗性：商用の再処理施設から回収されるプルトニウム
は原子爆弾へ転用されないようにする必要がある。このために再処理プロセスではプルトニウムを単体で存在させないように工夫がなされている。乾式プロセスでは、プルトニウムとマイナーア
クチニドが同時に回収されるために、単体のプルトニウムを得ることが難しく、核拡散抵抗性が高いといわれている。

＊２

MOX燃料：ウランとプルトニウムの混合酸化物燃料。通常の軽水炉では、ウランのみの酸化物の燃料が用いられている。これに対して軽水炉でMOX燃料を用いるのがいわゆるプルサーマル計
画である。

電中研レビュー No.37● 21

出成型法による燃料製造、並びにウラン、超ウラン元素

超ウラン元素の還元・抽出工程では電解精製で取り切れ

回収後の廃棄物を処理するための塩処理･固化から成りなかったウラン、プルトニウム、マイナーアクチニド元立っている。酸化物燃料にこのプロセスを適用するため

素を液体金属（カドミウム（Cd）やビスマス（Bi））の中にには電解精製に先立って酸化物燃料の中のウランや超ウ回収する。電解精製や還元・抽出工程で回収されたウララン元素をリチウム（Li）などの還元剤によって金属に還ンや超ウラン元素は付着した塩や金属を蒸留することで元することが必要である。また、高レベル廃液から超ウ除去した後、所定の成分に調整し、射出成型により燃料

ラン元素を回収するにあたり、乾式法を適用するためのに再加工される。できる限りウランや超ウラン元素の環前処理として脱硝及び塩素化が必要となる。

境中への排出を防ぐために、このプロセスの回収目標値

電解精製では固体陰極と液体カドミウム陰極の２種類

を、電解精製ではウランやプルトニウムを99.5％以上、の陰極を使って、前者ではウランを、後者では主にプル

超ウラン元素回収工程ではそれぞれのマイナーアクチニ

トニウムとマイナーアクチニド元素を回収する。さらにド元素を99％以上と設定している。

３−２

乾式リサイクル技術の特徴

乾式技術（乾式再処理や超ウラン元素の乾式分離）は、生する使用済み燃料だけでなく、将来発生しうる種々の回収されたウランや超ウラン元素の製品の核拡散抵抗性

燃料の処理も可能となり、燃料サイクルを柔軟に運用でが高いだけでなく、強力なγ線を放出するため盗難などきるものと考えられる。また乾式リサイクル技術と一体の物的防護の面でも有利な方法である。さらに原子燃料化した金属燃料FBRもプルトニウムの増殖比が高いな

サイクルをトータルシステムとして考えた場合、乾式リ

ど将来の高速炉にふさわしい特徴を持っている。

サイクルでは全てのマイナーアクチニド元素を燃料サイ

一方、乾式リサイクル技術はこのようなポテンシャル

クル内に閉じ込めることが可能であり、廃棄物として処を持つ技術であるが、実用化には解決しなければならな分されるマイナーアクチニド元素の量が大幅に低減でき

い課題も多い。まず、乾式技術は高温下のプロセスである。また乾式法では放射線により劣化する有機溶媒などるため、高温の溶融塩や金属が機器材料や配管などと接を用いないために、放射線が極めて強い燃料（炉から取触する。このため機器設計にあたっては材料の選定や開り出した後の冷却期間が短い燃料、プルトニウムをリサ発が課題となる。さらに簡便な遠隔操作による保守、補イクルした燃料など）でも再処理できるという大きな特修技術の開発や、ウラン、プルトニウムなど核物質の流徴がある。

れを監視する適切な核物質管理方法の開発なども解決しこのような能力を持つ乾式リサイクル技術が実用化でなければならない課題としてあげられる。

きれば、一つの再処理方法で、現在の原子力発電から発３−３（3-１、3-2）

電中研における取り組み

乾式技術は1950年代から60年代の初頭にかけて、動力

械的相互作用により燃料被覆管が破損するという現象が炉の燃料として金属燃料が検討されていた時代にアメリ認められたため、金属燃料に関する研究とそのための乾カやヨーロッパなど各国で研究が盛んに行われた。しか式再処理技術開発の勢いは、急速に衰えていった。

し照射試験の結果、金属燃料の融点が低く炉心の高温化

しかし、そのような中でもアメリカではアルゴンヌ国

が困難である、スウェリングが大きく燃料と被覆管の機立研究所（ANL）において実験炉EBR-Ⅱを使って金属燃22

料の研究が継続されていた。多くの燃料棒照射試験など

ウラン元素の分離にも乾式法を適用するなど、独自のの結果、スミア密度 ＊３を75〜80％と低くすることによ構想も加え研究を行ってきた。これについては所内でり被覆管破損を防止できること、金属燃料にジルコニウの研究ばかりでなく、実際に超ウラン元素を用いた試

ム（Zr）を添加することで燃料溶融温度が上げられるこ験や装置開発などを行うため、国外機関との共同研究となどが分かってきた。これと並行して金属燃料に乾式を実施してきた。昭和63年からロックウェル･インター

再処理を適用するための研究も進められた。これらの経ナショナル社（現在は関連部門がボーイング社に移籍：

験をもとに、ANLでは電解精製を使った高温冶金法でアメリカ）/ミズーリ大学（アメリカ）との共同研究によ

簡便に金属燃料が再処理できること、炉−再処理−燃料

り超ウラン元素の分離試験を行い、超ウラン元素研究所

製造が一体化できること、再処理で得られる製品、特に（欧州連合）と共同で超ウラン元素の金属燃料による消プルトニウムが純粋な形で回収できないため、核拡散抵

滅（燃焼）試験のための研究を行ってきた。さらに平成

抗性が高いことなどの利点を生かして、昭和59年から10年からは乾式再処理を酸化物燃料に適用するための＊４を開始した。当研究

還元技術について超ウラン元素を用いた試験を行うた所ではこの計画に着目し、平成元年からこれに参加してめAEAテクノロジー社（イギリス）との共同研究も開始

金属燃料サイクルの研究を始めると共に、先に述べた超した。

IFR（Integral Fast Reactor）
計画＊３

スミア密度：原子燃料の被覆管の内側を燃料体が占める割合を
スミア密度という。
＊４
IFR計画：IFRはIntegral Fast Reactorの略で、米国アルゴンヌ
国立研究所が1984年に提案した高速炉燃料サイクルの概念である。
金属燃料を用いる高速炉と核拡散抵抗性の高い乾式のリサイクル技術で構成される。

電中研レビュー No.37● 23

第

章

4

乾式再処理技術

第４章

乾式再処理技術 ● 目次

原燃サイクル部

主任研究員

小山

正史

原燃サイクル部

主任研究員

飯塚

政利

狛江研究所

上席研究員

研究参事

常磐井守泰

４−１

電解精製技術………………………………………………………………………………………………………………28

４−２

陰極回収物処理技術

４−３

電解精製使用済み塩からの超ウラン元素の還元抽出工程技術

４−４

燃料製造技術………………………………………………………………………………………………………………33

４−５

プロセスフロー……………………………………………………………………………………………………………36………………………………………………………………………………………………………31

小山 正史（1988年入所）
乾式再処理の要素技術およびプロセス技術の開発に従事。特に電解精製と塩廃棄物の固化について重点的に研究し、基礎試験から計算コードや装置開発までを実施することにより新しい知見の獲得と技術の確立に努めた。
1998年11月より２年間の予定でEU超ウラン
元素研究所に派遣され、乾式リサイクルプロ
セス実証試験の立ち上げを進めている。

飯塚 政利（1990年入所）
主に金属燃料を対象とした乾式再処理プロ
セスの要素技術、特に液体金属陰極の開発、
溶融塩溶媒中の元素濃度オンライン測定、溶
融塩中における拡散挙動の測定、燃料合金要素であるジルコニウムの電気化学挙動の測定など電解精製工程に関る技術開発に従事。

26………………………………………………………32

常磐井守泰（1975年入所）
応力腐食割れなど軽水炉水環境中の材料の劣化対策などの研究に９年間従事後、高レベ
ルガラス固化体の浸出性評価に関する３国共同研究（日本、スイス、スエーデン）におけるスイスとの共同試験に従事（ポールシェラー
研究所滞在、１年間）、85年より金属燃料サ
イクルの研究の立ち上げに参画し、現在に到る。93年より３年間米国アルゴンヌ国立研究所に滞在し、IFR計画に関する共同研究に従事した。現在も金属燃料サイクルの実用化に向け、研究開発に取り組んでいる。

第４章

乾式再処理技術

乾式再処理技術は、金属の精錬技術を原子燃料に応用

し、固体陰極あるいは液体カドミウム（Cd）陰極でアクしたもので、後に述べるようにその工程がシンプルなこ

チニド元素を核分裂生成物から分離して回収する。こことから高い経済性が期待されている。なお、現在青森県で回収したアクチニド元素には溶融塩や液体カドミウム

六ヶ所村で建設が進められている再処理工場は、大量のといった溶媒が付着している。このため「陰極回収物処

硝酸溶液や有機溶媒を用いる湿式再処理技術を採用して理工程」においてこれらの付着物を高温で蒸留分離する。

いるのに対し、本技術は水を一切使用しないことが特徴

こうして得られたアクチニド金属は、目的の濃度になるである。高速炉では中性子のエネルギーが高く燃料を高ようにジルコニウム（Zr）やウランを加えて、高温の「射純度に精製する必要がないため、回収物の純度が低い乾出成型工程」で棒状の燃料合金に溶融・鋳造する。この式再処理が適用しやすい。

燃料棒は「燃料要素封入工程」でステンレス製の被覆管

現在考えられている乾式再処理プロセスは、図4-0-1に封入することにより、新燃料ピンとなり、さらに「集のようになっている。まず、高速炉から取り出した燃料

合体組立工程」で集合体に束ねて高速炉に再装荷する。

集合体（燃料ピンの束）を「集合体解体工程」でバラバラ

一方、電解精製工程の使用済み溶融塩は多くの核分裂にし、続いてこれらの燃料ピンを「燃料要素せん断工程」

生成物を含むため、定期的に「還元・抽出工程」で残留で数cm程度の長さに短くせん断する。こうして得られする超ウラン元素を回収した後、粒状のゼオライトを詰た使用済燃料のチップは次の「電解精製工程」において、めた「ゼオライトカラム」に通してゼオライト中に核分

塩化リチウム−塩化カリウム（LiCl-KCl）溶融塩中で溶解

裂生成物を吸着させて再生する。

Xe、Kr
FPガス処理工程Xe、Kr

モールド廃棄物
使用済炉心
燃料集合体

U、Zr

Pu-U-TYRU-Cd
集合体解体工程

燃料要素せん斷工程U METAL

電解精製工程Pu-TRU

Cd、sat

使用済ブランケット
燃料集合体

リサイクル塩（TRU、U）

ハル
貴金属廃棄物

射出成型工程

陰極回収物処理工程
U

ブランケット
燃料スラグ

炉心燃料
スラグ

Li
燃料要素封入工程

Cd-Ac
還元・抽出工程

再酸化工程
Cd
SALT

SALT

集合体組立工程
ゼオライトカラム（CS、SR）

集合体部材容器
封入工程

ハル、貴金属廃
棄物封入工程TO
HIGH-LEVEL
WASTE

TO
HIGH-LEVEL
WASTE

図4-0-1NaAlO2
SiO2

ソーダライト
個化処理工程

炉心燃料集合体

ブランケット
燃料集合体

TO
HIGH-LEVEL
WASTE

乾式再処理プロセスのフローシート

電中研レビュー No.37● 27

以下に「電解精製工程」「陰極回収物処理工程」「還元

しては高レベル廃液からの超ウラン元素の分離技術（第抽出工程」「射出成型工程」の主要プロセスについて、６章）と共通の技術であるため、まとめて第７章で説明それぞれの原理と研究開発成果を説明し、続いてプロセする。なお、軽水炉などの使用済酸化物燃料を乾式再処ス全体としての物質収支を評価した結果を示す。なお、理するための還元技術については第５章で紹介する。

図4-0-1に示した各工程のうち、廃棄物固化処理工程に関

４−１

電解精製工程は、使用済燃料中のアクチニド元素を核

電解精製技術オンとして溶解する。

分裂生成物（FP）から分離して回収する、乾式再処理プ
ロセスで最も中心となる工程である。電解精製は図4-1-

U → U3+ + 3e-1のように電気分解の原理に基づき陽極で使用済燃料をPu → Pu3+ + 3e-（ e-：電子）

溶解して陰極にアクチニド元素を回収するもので⑴、回収される元素の種類が陽極と陰極の間にかける電圧や陰金属燃料は電気を良く通すため、直流電源に直接接続⑵

極の種類によって変化するという特性 を利用し、以下してそれを陽極とすることにより、塩化リチウム−塩化のような手順により再処理を実施する。

カリウム溶融塩中に塩化物イオンとして溶解することができる。この時、燃料中のアクチニド元素をほぼ完全に

4-1-1

使用済燃料の陽極溶解

溶解することが、陰極での高い回収率を実現するために不可欠である。しかし、多くの核分裂生成物（FP）が混

金属製のバスケットに細かくせん断した使用済燃料を在する使用済燃料では、核分裂生成物とアクチニド元素

装荷し、溶融塩中に浸す。これを陽極として電流を流すとの合金化などにより溶解性が低下する可能性があるたと、次の反応により使用済燃料中の金属が溶融塩中にイめ、使用済燃料からのアクチニドの溶解試験を行った。

FPガス(Xe, Kr)

直流電源

Ar雰囲気
析出した
金属U

U, Pu, MA

個
体
陰
極
︵
鉄
︶

U

陰極
るつぼ

陽極
液体Cd陰極FP(AL, ALE, RE)
貴金属元素FP, Zr
溶融塩 LiCl-KCl

AL ：アルカリ金属
ALE：アルカリ土類金属

図4-1-128

RE ：希土類元素
MA：マイナーアクチノイド

乾式再処理の電解精製

FP：核分裂生成物
運転温度500℃

高速増殖炉実験炉EBR-IIの使用済燃料ピンを被覆管ごと1cm程度の長さにせん断したものを陽極として溶解試験を行い、主な元素の溶け残り量を測定した。その結果、陽極溶解終了後の被覆管への溶け残り率はウランについて0.1%以下、プルトニウムについては0.01%以下であり、アクチニドのほぼ全量が陽極溶解により被覆管から分離されることが確認された⑶。この試験ではごく少量の使用済燃料片を用いたが、実際には一度に数十kgの燃料片を処理するため、これらの燃料片と外部電源との間の電気的接触を保つことのできる導電性の容器が必要である。そこでステンレス製の網状の容器を４つ十字型に組み合わせたものを用いた試験により、実用レベルの早い速度（24時間で約10kg）でウランを溶解することに成功した⑷。

4-1-2

固体陰極へのウランの回収

図4-1-2

個体陰極に析出したウラン（約10kg）（ANL/電中研共同研究）

以下のような反応が起ってプルトニウムやマイナーアク
チニドがウランとほぼ同じ電位で陰極に析出する。

陰極として鉄などの固体物質を使用し、電圧を制御することにより以下の反応が優先され、ウランが陰極上にPu3+ + 3e- + 6Cd → PuCd6

析出する。
小規模の電解槽で液体カドミウム陰極への析出試験を
U3+ + 3e- → U

行なったところ、共存するウランの濃度が低い場合には、
ほぼ100%の電流効率でプルトニウムがウランとともに回

図4-1-2は固体陰極に回収されたウラン析出物の写真収できた。ところが、再処理条件に合わせて、ウランがで、デンドライトと呼ばれる樹枝状の形態で、約10kg

プルトニウムと同程度以上共存する状態で試験を行うと、のウランが棒状の陰極から放射状に成長していることが溶融塩と陰極カドミウムの界面にデンドライト状のウラ分かる⑸。この析出物は、被覆管付きのウラン−ジルコ

ンが発生して電解が阻害されることが分かった。そこで、ニウム（U-Zr）合金を陽極にし、固体陰極をゆっくり回

液体カドミウムを撹拌することにより、デンドライトの転して伸びすぎた析出物を削り落としながら電解して得発生を抑制する効果について検討した⑴⑹。その結果、撹られたものであり、実用レベルに近い速度（24時間で約拌の強さとデンドライト状ウランが発生するまでに回収10kg）で回収したものである。また、精製性能についてすることができるウラン量との間には正の相関があり、も高い純度でウランが回収できたことから、固体陰極に陰極を撹拌することで、固体陰極と同程度の電流密度でよるウランの回収については原理的・技術的にほぼ問題

液体カドミウム陰極中にウランを10wt%程度の濃度までないものと考えている。

デンドライトを発生させずに回収できることが分かった。

今後は、実用化に向けて、さらに速い速度で処理できる陰極構造の開発を進めていくことを予定している。

一方、核分裂生成物（FP）からの分離性能を調べるため、模擬FPとして希土類元素を加えて、ウランの液体カドミ
ウム陰極への析出試験を行った。その結果、図4-1-3のよ

4-1-3

液体カドミウム陰極へのプルトニウ
ム回収

うに通電量の増加にともなってウランの析出量が増加しても、液体カドミウム陰極中の希土類元素濃度はあまり変化しないことがわかった。従って、ウランが多く析出

陰極を固体陰極から液体カドミウム陰極に交換すると、するほど回収物中の不純物の割合（FP/U）
を小さくできる。

電中研レビュー No.37● 29

電解精製における各元素の挙動を予測することは、そAnalysis of Deposit(wt%)4(wt%)の実用性を評価するのみならず、必要な製品組成に応じた電解運転条件（例えば、固体陰極から液体カドミウム陰3極への切り替えのタイミングなど）を設定する上でも大変

Solubility Limit of
Uranium

Gd
と
Nd
の
析
出
濃
度

析
2.3 wt% at 773 K
出
U 2
濃
U
度
1

Gd
Nd

0
0

5

10

予測する全く新しい解析コード「TRAIL」を開発した⑻。
「TRAIL」は、溶融塩中のイオンの拡散と電極表面での0.03

酸化還元反応をそれぞれモデル化して結合したもので、

0.02

これにより、各元素の初期量と通電電流を入力すれば濃

0.01
15

通電量(Ah)

図4-1-3

重要である。そこで電解精製工程における元素の挙動を

液体Cd陰極への析出U,Gd,Nd濃度の経時変化

度および電極電位の経時変化を計算することが可能となった。このプログラムはプルトニウム試験を含む多くの実験データと比較することにより、電解精製時の各元素の挙動が、かなり正確に推測できることが確認された。

今後は、この攪拌方法を用いてプルトニウムとウラン、希土類が共存する系での析出挙動を調べて液体カドミウ⑵

スケールアップ技術の開発

ム陰極によるプルトニウム回収を確認するとともに、ス

図4-1-4はアルゴンヌ国立研究所との共同研究によりケールアップした時においても有効な攪拌方法を確立す

設計・製作されたもので、直径１ｍ、高さ３ｍの実用規る予定である。

模の電解精製試験装置である。本装置の基本設計は実験室規模の装置をほぼそのままスケールアップしたもので4-1-4

溶融塩からの残留アクチニド元素の抽出電解ある。劣化ウランを用いた固体陰極への析出試験では、初期に析出物の脱落による電流効率の低下などがあった
ものの、運転条件の最適化等により実験室規模と同等の電解を繰り返していくと次第に溶融塩中に核分裂生成物が蓄積するため、崩壊熱あるいは回収物中の不純物濃電流効率（60％〜70％）で運転できることが分かり、スケールアップ可能であることが確認された⑼。

度が上昇し、電解槽の運転が困難になる。このため、定期的に溶融塩を更新し、核分裂生成物の蓄積した使用済
溶融塩を処理する必要がある。抽出電解は、溶融塩の更新前に塩中に残留しているアクチニド元素を回収するために行うもので、陽極にカドミウム−リチウム（Cd-Li）
合金
を使用して、陰極でアクチニドイオンを還元して析出・回収する。ウランと希土類元素を含む溶融塩中で抽出電解試験を行ったところ、ウランが優先的に析出する⑺が、溶融塩中のウラン濃度が減少するにつれて、陰極析出物の陰極表面への固着性が悪化することも明らかとなった。
このため、今後は陰極から落ちた析出物を回収する機構を持った固体陰極を開発し、ウラン、超ウラン元素を用いた抽出電解試験を実施して、その実用性を確立する。

4-1-5
⑴

30

実用化技術の検討

電解精製挙動解析プログラムの開発

図4-1-4実用規模の電解精製試験装置

４−２

陰極回収物処理技術

前述のように電解精製プロセスの回収物は、塩が付着

ドミウムの蒸気圧の低下を見積もるために、ウラン−カ

したデンドライト状のウラン（固体陰極回収物）
あるいはU-

ドミウム合金、およびプルトニウム−カドミウム合金をPu-MA-Cdの合金（液体カドミウム陰極回収物）という形態模擬するネオジム−カドミウム合金について、600〜を取っている。従って、これらの回収物から金属燃料を製

900℃でのカドミウムの蒸発速度を測定した。ウラン−

造するためには、余分な塩とカドミウムを除去する必要がカドミウム合金ではカドミウムの蒸発速度の低下はほとある。陰極回収物処理のプロセスは、図4-2-1に示すようんど見られなかったが、ネオジム−カドミウム合金ではに、塩とカドミウムの蒸気圧が金属ウランや金属プルトニ

カドミウムの蒸発速度が1000分の１程度にまで低下した。

ウムの蒸気圧に比べてかなり大きいこと⑽に着眼し、電解カドミウムの蒸発分離では、蒸気圧が高いアメリシウム

精製の回収物をルツボに入れて加熱し、塩やカドミウムをの蒸発によるロスを考慮する必要がある。上記の結果よ蒸発させ、ルツボに残ったウランやプルトニウムを回収す

り、カドミウムの蒸発速度が単体の場合より低下するこるというものである。その成立性を確認し装置を設計するとが予想されるが、アメリシウムも活量が低下することためには、析出物からの塩やカドミウムの蒸発速度の温度によって、蒸気圧が低下すると考えられるので、アメリ依存性データと、高温で使用できるルツボ容器の開発が必

シウムの蒸発によるロスはそれ程大きくないと想定して要である。以下に、液体カドミウム陰極回収物からのカドいる。これについては、今後より詳細に検討する必要がミウムの蒸発分離と固体陰極回収物からの塩の蒸発分離のある。一方、カドミウムが蒸発したあとに残るウラン−

それぞれについて検討した結果を示す。

プルトニウム合金は融点が800℃前後であり、1000℃で蒸留する場合には溶融したウラン−プルトニウム合金と4-2-1

液体カドミウム陰極回収物からのカ
ドミウムの蒸発分離

反応しない容器材料が必要である。ANLではイットリア（Y2O3）をコーティングした黒鉛ルツボをU-Pu-Zr燃料合金を溶融製造する際のルツボとして用いており、この蒸カドミウム陰極析出物中には約10wt%程度のウランと発分離工程での容器材料の候補と考えられる。

プルトニウムが含まれる。これらの成分の影響によるカ

4-2-2

固体陰極析出物からの塩の蒸発分離

1.0E＋８1.0E＋６（１気圧）

固体陰極析出物からの塩の蒸発分離では、塩とウラCdンは反応しないため、カドミウムの蒸発の場合のよう

1.0E＋４Am
LiCI

蒸気圧（Pa）

1.0E＋２
1.0E＋０

KCI
UCI3

図4-2-1に示したように塩自身の蒸気圧はカドミウムほど大きくないので、1000〜1300℃での蒸留が必要とな

1.0E−２ PuCI3
Pu

1.0E−４
1.0E−６U

1.0E−８る。この場合、このような高温で塩化物とも金属ウランとも反応しない容器材料が必要となる。ANLとの共同研究で開発した実証規模の試験装置（図4-2-2）では、

1.0E−10ウランのデンドライト状析出物を1300℃程度で処理し1.0E−12たところ、黒鉛ルツボのイットリアコーティング材の1.0E−14600

図4-2-1に蒸気圧の低下はほとんどないと考えられる。しかし、1000 1100 1200 1300 1400 1500
温度（℃）

剥離が見られ、さらに安定した材料の開発が必要であ

陰極回収物処理工程に関わる各成分の蒸気圧

ベリリアセラミックが繰り返しての使用に耐えうるこ（燃料成分を太線で、蒸留される成分を細線で示している）とが分かったが、ベリリアは化学的毒性が高く近年あ

700

800

900

ることが分かった⑾。この結果をふまえて検討した結果、

電中研レビュー No.37● 31

まり用いられていないため、今後はさらに広い範囲の材料の検討が必要である。

図4-2-2実用規模の陰極回収物処理試験装置

４−３

電解精製使用済み塩からの超ウラン元素の還元抽出技術

廃棄物処理工程の前に、電解精製後の使用済み塩から残1000留するアクチニド元素をさらに回収する必要がある。使用
Ce Nd

済み塩に還元剤を含んだ液体金属を接触させることにより、アクチニド元素を金属に還元して液体金属中に移行させて

Cm
Am

100

Np
Pu

回収するもので、使用する液体金属としてはカドミウム、還元剤としてはウランあるいはリチウムが候補である。

U

還元抽出法は図4-3-1に示す分配係数の差を利用した

10率と分離を両立させるためには、複数の抽出槽を組み合わせて、抽出を多段で行う必要がある。図4-3-2はその一案として、水溶液系で用いられる遠心抽出器をもとに、Ｍの分配係数分離法である⒀。この分配係数の差を利用して高い回収

1.0

500℃の高温融体に適用した装置の構造を模式的に示したものである。溶融塩と液体金属は、容器と内部ロータ

0.1

ーとの間の円筒状部分で混合され、十分に酸化還元反応が進んだ後にローター内部で遠心力により分離される。
本装置を用いて行った模擬試験（アクチニド元素をセリ

0.01
0.01

ウムで模擬し還元剤としてリチウムを使用）の結果、ロ

0.1

1.0

分離係数

SF

U
Pu
Np
Am
Cm
Nd
Ce

1.00
1.88
2.12
3.08
3.52
44
49

10

100

Uの分配係数ーターの回転速度を1000rpm程度に増加させることにより抽出効率が100%に近づくこと、すなわちほぼ平衡計
算通りに還元反応が進むことが分かった。

32

図4-3-1ウランの分配係数に対するアクチノイド元素と希土類元素の分配係数

金属相出口
塩相出口

金属入口
塩入口

円筒状混合部

遠心分離部

容器

図4-3-2

ローター

容器高さ
容器直径

：13cm
：8cm

ローター高さローター直径：7cm：4cm

ローター回転速度：1800〜2700rpm

流量
塩
カドミウム

：50〜600ml/min：50〜600ml/min

乾式再処理の溶融塩/液体金属用
遠心抽出装置の概念図

４−４

燃料製造技術

当所では、金属燃料の製造技術に関して、ANLでのに優れる射出成型法を適用した燃料製造技術が開発さこれまでの開発状況の調査を実施した。また、ANLがれた。1962年のEBR-2の初装荷燃料から始まり、1994開発した射出成型法で金属燃料を製造すると仮定し、国年に運転中止となるまでの約30年間に合計５台の射出内で模擬物質を用いた実験を実施するとともに、射出か成型装置が作られ、累計で約17万本のウラン合金燃料、ら凝固までをシミュレーションする解析コードの開発を

約1000本のプルトニウム入り３元合金燃料が製造され行なった。これにより、物性値を入力することにより、た⒁, ⒂, ⒃。

ウラン−プルトニウム−ジルコニウム（U-Pu-Zr）合金の射出特性を予測することが可能になった。

図4-4-1に射出成型法の原理の模式図と実際の射出後のモールド群を写真で示す。この方法は、組成の均一性を確保するための高周波誘導加熱、真空のモールド

4-4-1

ANLにおける金属燃料製造技術の開発中への加圧鋳造成型などからなり、融点が1100℃程度である金属燃料に通用可能な装置構成となっている。
同図の写真から、溶湯に浸っていたモールド下部には金属燃料製造の技術開発プロジェクトは、ANLで燃料合金が付着していることがわかる。

1940年代にスタートした。その目的は高速実験炉EBR-1

IFR燃料は、ブランケット燃料にU-Zr合金、ドライバ（1951年運転開始）用の燃料の製造方法を決めることで、ー燃料にU-Pu-Zr３元系の合金を用い、被覆管にフェラ

遠心鋳造技術が適用された。次いで、後継のEBR-2イト系ステンレス鋼のHT-9を用いるレファレンス燃料（1962年運転開始）とFCF（Fuel Cycle Facility、1964〜（Mark-Ⅴ）、およびオーステナイト系ステンレス鋼のD-9

1968年まで運転）では、アルゴンセル中での遠隔運転性（改良316に相当）を用いるバックアップ燃料（Mark-VA）

電中研レビュー No.37● 33

燃料合金溶解冷却管

モールド降下加圧・射出

凝固・モールド上昇

冷却ガス

モールド
（石英管）
燃料合金

真空ポンプへ真空ポンプへ

写真入る

加圧ガス

誘導加熱
コイル

図4-4-1

射出成型法の原理（左）と射出後のモールドの写真（右）表4-4-1がある。初期の照射試験用に作成したU-Pu-Zr３元系燃IFRリード燃料の化学分析結果の一例（上）とMK-V燃料組成（下）
単位

料の分析結果と燃料仕様を表4-4-1に示す。燃料成分元素の組成は、燃料全体にわたって仕様を満足し、酸化物
ペレット並みの均一性が得られている。

組成

サンプル
の場所

Uranium：

アメリシウム（Am）、ネプツニウム（Np）を含む変換処理用の試験燃料も本装置で製造された。この燃料製

Plutonium：

造試験において、約40％程度のアメリシウムがロスした⒅が、主要な原因は原料アメリシウムの純度とチャー

Zirconium：

ジ法に問題があったことがわかっている。さらに、
EBR-2の燃料の長さは実用炉燃料の約１/３（約32cm）であり、長尺の燃料の照射データを取ることが必要とされた。現行の短尺燃料スラグを３本使用してFFTF（高速中性子束炉）の燃料の長さに調整して照射した結果では破損なく18％の燃焼度を達成し、長尺炉心に対しても射出成型技術で燃料を供給できることを実証⒅し密度（g/cc）：
マスバランス：

上端
中央
下端
全体
上端
中央
下端
全体
上端
中央
下端
全体

重量

％

U-10Zr

U-8Pu-10Zr

U-19Pu-10Zr

89.80
89.60
89.80
89.70
0.00
0.00
0.00
0.00
10.10
10.10
10.20
10.10
15.763699.99+/-0.49

82.10
82.10
82.40
82.20
7.84
7.93
7.68
7.82
10.10
10.00
9.90
10.00
15.7736
100.01+/-0.43

71.60
71.30
71.30
71.40
18.92
19.13
18.90
18.99
10.00
9.90
10.20
10.10
15.7469
100.44+/-0.38

U,Pu,Zr組成
元素

元素比（wt％）U
Pu
Zr
U+Pu+Zr

70.0+1.0/-1.5（avg.）；±1.5（上部、中央、下部）
20.0±1.0（avg.）；±1.5（上部、中央、下部）
10.0±1.0（avg.）；±1.5（上部、中央、下部）
100.0+1.0/-1.5（avg.）た。
当研究所ではこれに着眼し、射出成型シミュレーション

4-4-2

射出成型シミュレーションコードの開発

コードICAST⒅、⒆を開発した。これは、ICAST-FLOWとICAST-HEATの２つのモジュールから構成される。
ICAST-FLOWは、炉内加圧速度、円管内を流動する溶射出成型法は車のホイールなどの製造方法として産業

融燃料（溶湯）の壁面せん断応力、および慣性力から溶湯化されており、その運転支援ツールとして、凝固現象をのモールド内上昇速度を求めるものである。また、シミュレーションできる解析コードが用いられている。

ICAST-HEATは、軸対称r-z２次元の有限要素法により、

34

燃料合金とモールドの伝熱凝固解析を行うものである。
ICASTの妥当性を確認するため、Fe−3.7wt.％C合金

4-4-3

成立性評価のまとめを用いた射出成型模擬実験を行った。その結果の一例として、軸方向２点でのモールド表面温度の測定結果を図

ウラン合金燃料は、製造総本数17万本以上の実績があ

4-4-2に示す。図中の実線はICASTによる計算結果である。また、本格的なプルトニウム入りのIFR燃料（U-Pu-

るが、測定結果とほぼ一致しており、解析の妥当性が確

Zr合金）の製造実績は約1000本程度（内800本を照射）で、認された。図には模擬燃料の中心温度の計算結果も示し

実用燃料で必要な長尺燃料の照射健全性も確認された。

た。この実験ではモールド下端から30cmのところで凝固していたが、計算においてもB-B断面では溶湯が到達した時には、合金の温度はすでに凝固温度（1200℃）に達しており、この辺りでモールドへの充填が止まること

モールド

空洞

が予想できる。図4-4-3に成型不良の例をイラストで示すが、この模擬実験の結果はこのうちのショートキャス

凝個した
燃料合金

ティングであるといえる。

溶融燃料
合金

以上の例にならって、ある長さの燃料ピンを得るために必 要 な 加 圧 速 度を計算した結果を 図 4 - 4 - 4 に示す。
40cmの燃料ピンを得るためには、0.4Kgf/cm２/sec以上の加圧速度が必要であることがわかった。

ショート
キャスティング プラッキング（長さ不足） （凝固栓形成）

図4-4-3（℃）

ひけ巣（内部空洞）

モールド割れ射出成型法における成型不良の例

射出速度：16.8mm／sec
単位：mm
B

1400

B

400

185

A-A断面の燃料中心温度

1200

凝個開始温度（1200℃）

A
110

A

1000
温

鋳型表面温度
（A−A)

10.5φ

B-B断面の燃料中心温度
度

800

600
ICASTによる解析
鋳型表面温度
（B−B)

測定値
400

200

0
0

100

200

300

400

（秒）

鋳型を溶融燃料に浸潰して後の経過時間

図4-4-2

模擬燃料合金（Fe-3.7C）
射出成型実験におけるモールド表面温度の測定結果とICASTによる解析結果

電中研レビュー No.37● 35

（mm）
400
溶
融
燃
時 料 300の先
モ端ーがル 凝 200
ド固下開端始
か 温 100
ら度
のに
距な
離る 0

たので、大きな問題はないものと判断される。機器は必要とされる射出高さ

それぞれ独立しており、配管等で結合していないこと

Fe-3.7C（T0=1400℃）
Fe-3.7C（T0=1300℃）（模擬合金の場合）

U-15Pu-10Zr（T0=1400℃）から、装置の増設や改良も容易である。システムがシンプルであり、しかも高級な材料が不要であることか

長さ不足の 必要な長さ
燃料ピンが の燃料ピン成型される が得られる

ら、装置の製作コストは安く、必要な床面積も小さくなり、経済性に優れるものと考えられる。
一方、プロセス全体で回収できないプルトニウムのロ
スを１％以下に押さえることがリサイクル技術としての

0.1

0.2
0.3
加圧速度（kgl/cm2/S）

0.4

0.5

基本条件と考えると、現行のモールド廃棄物やドロスへのプルトニウムのロスは大きすぎる。

図4-4-4ある長さの燃料ピンを得るために必要な
加圧速度の解析結果（ICAST）

実用化に向けて残る課題としては、⑴

坩堝の耐久性の向上⑵

新モールド材料の開発

U-Pu-Zr合金燃料の実績はウラン燃料ほどではないが、⑶ドロスの低減製造上、特に困難な問題はなかったので、ウラン合金燃⑷

モールド廃棄物およびドロスからのPu回収技術の開発

料の実績と合わせ、実用性は十分あると見て良い。
実用施設に不可欠な保守･補修性については、完全遠
隔運転が行われ機器の補修性と高い稼働率が実証され⑸システムの自動化

等があげられる。

４−５

乾式再処理プロセスフローは、⑴

高い経済性の確保（プロセス数をできるだけ少なく
すること）

⑵

廃棄物へ移行する超ウラン元素量および二次廃棄物の低減⑶

優れた核拡散抵抗性の保持（即ちプルトニウムを単体では扱わない）

プロセスフロー

処理すると仮定し、各プロセスを実験結果に基づくモデルで計算した結果を稼働率200日/年として平均したものである ⒇、(21)。この結果、超ウラン元素全体の回収率を99.9％とし、核分裂生成物のうちで最も分離が困難な希土類についても除染係数10以上の再処理を達成できるものと考えられる。なお、使用済燃料と比べて再処理後に得られる炉心燃料は増え（43.68kg/日→50.82kg/日）、一の３つを基本方針として、前記のような各要素技術の進方ブランケット燃料は減っている計算となっているが、捗に合わせて改良・検討を進めてきた。

これは回収されたプルトニウム全量を炉心燃料とすると乾式再処理プロセスの物質収支を図4-5-1に示す。同
図の物質収支は年間10トン（重金属換算）の使用済燃料を36仮定しているためであり、プルトニウムの増殖を表しているものである。

炉心燃料
成分 kg/日U
20.12
Pu 5.13
MA 0.182
RE 0.707
AM 1.126
AEM 0.560
NM 0.857
Zr
3.403
KrXe 0.036
被覆管 11.56
計

使用済炉心
燃料集合体

Xe、Kr
FPガス処理工程

Xe、Kr

インゴット（Cd陰極）
成分 kg/日
U
7.221
Pu
6.934
0.180
MA
0.089
RE
計 14.425

酸化剤・追加塩
成分 kg/日
CdCl2 7.372
KCHiCl 2.25

43.68

インゴット（Cd陰極）
成分 kg/日
U
Pu
MA
RE
計

成分調整用添加成分 kg/日
U
11.15
6.368
Zr
計 17.517

39.267‥‥‥
39.27

Pu-U-TRU-Cd
集合体解体工程

燃料要素せん斷工程U METAL

電解精製工程Pu-TRU

ブランケット燃料
成分 kg/日
U
22.53
Pu
1.806
MA 0.002
RE 0.376
AM 0.708
AEM 0.311
NM 0.433
Zr
3.005
KiXe 0.018
被覆管 5.859
計 35.05ハル
貴金属廃棄物

ハル、金属廃棄物
成分 kg/日
0.021
UPu 0.001
MA 0.000
RE 0.004
0AM
0AEM
NM 1.290
6.480
Zr
被覆管 35.20
計
43.00

融塩

成分

kg/日

UCl3 0.502
PuCl3 1.427
MACl3 0.149
RECl3 1.916
AMCl 1.807
AEMCl2 1.392
LiCl-KCl 22.25

集合体部材容器
封入工程

ハル、貴金属廃
棄物封入工程TO
HIGH-LEVEL
WASTE

TO
HIGH-LEVEL
WASTE

図4-5-1

使用済

計

リサイクル塩（TRU、U）
Li
Cd-Ac
還元・抽出工程

再酸化工程

射出成型工程

陰極回収物処理工程

Cd、sat

使用済ブランケット
燃料集合体

モールド廃棄物
成分 kg/日
0.125
U
0.014
Pu
…
MA
…
RE
0.014
Zr
SiO2 8
8.152
計U

リサイクル塩
成分 kg/日
UCl3 4.583
PuCl3 1.465
MACl3 0.121
RECl3 0.127
LiCl-KCl 20.00
計
29.48

炉心燃料
スラグ

ブランケット
燃料スラグ

燃料要素封入工程

Cd

29.48

SALT

SALT

集合体組立工程
ゼオライトカラム（CS、SR）

NaAlO2
SiO2

ソーダライト
個化処理工程TO
HIGH-LEVEL
WASTE

炉心燃料
集合体

ブランケット燃料集合体

炉心燃料
成分 kg/日
U
26.44
Pu
6.920
MA 0.180
RE 0.089
AM
−
AEM
−
NM
−
Zr
3.737
被覆管 13.45
計
50.82

ブランケット燃料
成分 kg/日
U
25.50
Pu
−
MA
−
RE
−
AM
−
AEM
−
NM
−
Zr
2.833
被覆管 5.687
計
34.02

乾式再処理プロセスのフローシートとマスバランス（年間10トンHMの使用済金属燃料を処理するときの一日あたりの平均マスバランス）

電中研レビュー No.37● 37

第

章

5

酸化物燃料への乾式再処理技術の適用

第５章

５−１

リチウム還元プロセスの原理とフローシート

５−２

アルゴンヌ国立研究所における研究開発の現状と課題

５−３

当所における研究開発の現状

原燃サイクル部

主任研究員

宇佐見

原燃サイクル部

主任研究員

加藤

次
剛
徹也

…………………………………………………………………………41………………………………………………………………43……………………………………………………………………………………………45

宇佐見 剛（1995年入所）入所以来、主として酸化物燃料の還元プロセスの研究に従事。平成10年６月より英国
AEA Technology社に滞在し、TRUを用いた還元試験を実施中。これまでにMOXペレット等の還元を確認している。

40

酸化物燃料への乾式再処理技術の適用 ● 目

加藤 徹也（1995年入所）
主として酸化物燃料の還元プロセスの研究に従事。高燃焼度模擬ペレットの還元試験を行うなど、リチウム還元工程およびLi2Oの再生工程における核分裂生成物の挙動について研究を進めている。

第５章

酸化物燃料への乾式再処理技術の適用軽水炉から発生する使用済み酸化物燃料に乾式再処理

ナーアクチニド（MA ：ネプツニウム、アメリシウム、技術を適用するためには、酸化物を金属に転換する技術

キュリウム）と化学結合した酸素を取り除くことであり、を開発する必要がある。これが本章で述べる酸化物燃料

これらより酸素と結合しやすい金属、つまり酸化物のの還元技術である。

生成自由エネルギー（ΔG）の小さな金属を酸化物燃料と酸化物燃料の還元とは、ウラン、プルトニウムやマイ

5 −１

5-1-1

接触させるプロセスが考えられている。

リチウム還元プロセスの原理とフローシート−800

還元剤と浴塩の選定

還元剤を選定する際には、酸素との結合のしやすさを示す酸化物生成自由エネルギー（ΔG）がその指標となる。
この酸化物生成自由エネルギーの温度依存性を、図 5-11 に示す。この図では、下にある元素の方が酸素と結合しやすいことを示しており、アクチニド酸化物の還元剤として考えられる金属は、リチウム（Li）、ベリリウム（Be）、マグネシウム（Mg）、カルシウム（Ca）、ストロンチウム（Sr）、トリウム（Th）及び希土類の一部である。

生成自由エネルギー（KJ/mol-O2）

−850
−900
−950
−1000
−1050

トリウムは放射性物質であることにより対象外とした。
ベリリウムは α 反応により中性子を放出し、さらにベリ

FPs
Ce2O3
Nd2O3
Gd2O3
Y2O3

−1100
−1150
700

これらの還元剤候補から、以下の様な検討を行った結果、リチウムを第 1 候補として選定した。

Actinides
UO2
PuO
NpO2
Am2O3
PuO2
Cm2O3

図5-1-1

800

900

1000
1100
Temperature（K）

Reductants
BeO
MgO
SrO
ThO2
Li2O
CaO

1200

1300

酸化物の生成自由エネルギー（この図ではより下側の酸化物が安定。即ち、より上側の酸化物は下側の金属元素によって還元される。図中で最も還元されやすい酸化物はNpO2、最も強い還元剤はYと言える。）

リウム自体の毒性やプルトニウムと合金を形成しやすい
ことにより対象から除外した。希土類元素については、

MgCl2 中で塩化物に転換され還元に用いる浴塩との分離

使用済燃料には有意量の希土類元素が FP として含まれが難しいことから検討の対象外とした。

ているために、電解精製以降の工程への負担が増加し、以上と比べて、リチウムとカルシウムは欠点が少な

高レベル廃棄物量も増加するという観点から適していない還元剤である。リチウムの酸化物（Li2O）の生成自由エ

いと判断した。同様にストロンチウムも FP の除染の観

ネルギーは希土類とアクチニドの間にあり、理想的に点から除外した。次に、マグネシウム（Mg）は十分な還は希土類とアクチニドの分離が可能である。金属リチ

元能力を持つが、塩化物が不安定であるために、Pu がウムの融点は 180 ℃、塩化物の融点も 605 ℃と、他の還電中研レビュー No.37 ● 41

元剤候補の金属、塩化物の融点に比べて低い。

の 3 つの工程で構成される。

一方のカルシウムを用いた場合には、カルシウムの酸化物（CaO）の生成自由エネルギーが希土類よりも小さく、⑴

ウランと超ウラン元素の還元

希土類まで還元してしまうために電解精製の負荷は大き

使用済燃料を剪断・脱被覆し、塩化リチウムを浴塩とくなる。さらに、カルシウムの融点 839 ℃、塩化カルシ

して、金属リチウムで次式のようにアクチニドを還元す

ウム（CaCl 2）の融点 772 ℃で、運転温度が高くなる。アる。

ルゴンヌ国立研究所（ANL）ではカルシウムを経てリチ

AnO2 + 4Li → An + 2Li2O

ウムを最有力候補として開発した経緯があり、当所でも（AnO2 ：アクチニド酸化物、An ：アクチニド元

上記のような評価結果をふまえて、リチウムを第一候補

素、Li ：金属リチウム、Li2O ：酸化リチウム）

として還元プロセスの開発に着手することとした。

塩化リチウムに溶解した金属リチウムがアクチニドを還元剤の選定においては、一緒に用いる浴塩との整合

還元し、還元で消費された分は還元の過程を通じて塩化性も重要である。浴塩は還元の際に反応生成物を溶解・リチウム中の飽和溶解度以上に存在する金属リチウムに除去し反応を促進する。浴塩としては、揮発性、吸湿性

よって補われる。反応生成物のうち、金属はルツボの底ができるだけ低いこと、使用済み燃料からの放射線によに沈澱し、酸化リチウムは溶融塩に溶解する。使用済燃り（α、n）反応を生じないこと、等が条件となり、塩化料に含まれる FP のうち、貴金属（Noble Metal ： NM）
は物が適していると判断した。

アクチニドと同様に以下の反応で金属に転換され、ルツボの底に沈澱する。

5-1-2

リチウム還元のプロセスフロー

NMOx + 2xLi → NM + xLi2O（NMOx ：貴金属酸化物、NM ：貴金属、Li ：金リチウム還元のフローシートを図 5-1-2 に示す。リチ属リチウム、Li2O ：酸化リチウム）

ウム還元プロセスは、

アルカリ金属（Alkali Metal ： AL）FP は塩化物の生成⑴

ウランと超ウラン元素の還元

自由エネルギーがリチウムより小さく、即ちリチウムよ⑵

金属製品の分離・回収

りも塩化物になりやすいため、塩化リチウムとの間で以⑶リチウム金属と塩化リチウム（LiCl）の再生下の反応を起こし塩化物に転換される。

U＋TRU＋NM（＋LiCl＋Li2O）

剪断・脱破覆した
使用済軽水炉燃料

金属製品の分離・回収

UとTRUの還元
LiCl＋Li2O

Li

U＋TRU＋NM

Producs

LiCl＋Li2O＋塩化物FP＋RE
濾過
LiCl＋Li2O
＋塩化物

RE

還元反応
MOx＋Li→M＋Li2O in LiCl

LiCl＋Li

Li金属とLiCl塩の再生

図5-1-2

乾式再処理の電解

リチウム還元のフローシート（図中Mはリチウムで還元される金属、REは希土類元素、NMは貴金属元素）

42

ALOx + 2xLiCl → ALCl2x + xLi2O

酸化物を含む浴塩から分離することが必要になる。現（ALOx ：アルカリ酸化物、 ALCl2x ：アルカリ在考えているプロセスでは、ステンレスのメッシュで塩化物、LiCl ：塩化リチウム、Li 2O ：酸化リチ

できたバスケットに使用済酸化物燃料を入れて還元すウム）

る。還元で生成したアクチニド金属は、このバスケッ

アルカリ土類（Alkaline Earth ： AE）FP と希土類

ト中に沈澱するのでバスケットごと引き上げる。浴塩（Rare Earth ： RE）FP は元素によって挙動が異なるとの一部は、アクチニド金属やバスケットに付着して随考えられる。塩化物の生成自由エネルギーが小さい元素伴する。付着・随伴した塩は、バスケットを新たな溶はアルカリ FP と同じ反応で塩化物に転換され、塩化物

融塩化リチウムに浸して洗い流す。

が塩化リチウムよりも不安定な元素は酸化物のまま存在する。また、希土類 FP の一部は、アクチニドの還元で生じた酸化リチウムと以下の様に反応し、複合酸化物を⑶

リチウム金属と塩の再生⑴の還元工程で使用された浴塩や、⑵のメッシュバ

スケット洗浄に用いた浴塩には、還元で生成した酸化形成する事も考えられる。
RE2O3 + Li2O → 2LiREO2リチウムが溶解している。プロセスを経済的にし、且（RE 2 O 3 ：希土類酸化物、Li 2 O ：酸化リチウム、つ廃棄物を低減するためには、この使用済みの浴塩か

LiREO2 ：リチウム希土類複合酸化物）

ら酸化リチウムを除去し、浴塩をリサイクルしなけれ

現在これらの反応を詳細に調べるためにアクチニド元素ばならない。浴塩からの酸化リチウムの除去には電解や模擬使用済み燃料を用いて研究を進めている。

を用いる。電解による再生プロセスでは、酸化リチウ
ムが溶解した塩化リチウムに電極を挿入し、⑵

金属製品の分離・回収

Li2O → Li + 1/2O2

還元工程の製品は酸化物を含む浴塩から分離し、乾式
再処理の電解精製槽に移送する。酸素が電解精製工程に或いはLi2O + 1/2C → Li + 1/2CO2

持ち込まれるとアクチニドが再び酸素と結合し、アクチといった反応により、塩化リチウム中の酸化リチウム

ニド酸化物として沈澱してしまうため、生成した金属をを分解し還元剤であるリチウム自体も再生する。

５−２

アルゴンヌ国立研究所における研究開発の現状と課題

米国のアルゴンヌ国立研究所（ANL）では、酸化物の還元プロセスについて多くの研究開発を行っているが、5-2-1

ウランと超ウラン元素の還元

公開されている文献があまり多くはなく、且つ近年はさらに減少する傾向にある。本節では公開されている

ウランと超ウラン元素の還元に関して ANL が発表し文献をもとに、た、ビーカー規模の試験の還元率は酸化ウラン（UO2）が⑴

ウランと超ウラン元素の還元100%、酸化プルトニウム（PuO 2 ）と酸化キュリウム⑵

金属製品の分離・回収（CmO2）
がそれぞれ 99%以上、酸化アメリシウム（AmO2）⑶

リチウム金属と塩化リチウム（LiCl）塩の再生が 86%-99%、酸化ネプツニウム（NpO2）が 95%-99%とな

以上３工程のそれぞれについて、研究開発の現状をまっている⑴〜⑷。試験に用いた物質量はどの文献にも記述

とめ、課題を摘出する。

されていない。これらの試験では塩中の超ウラン元素
濃度のみが測定されており、装荷したウランと超ウラ

電中研レビュー No.37 ● 43

ン元素のうち塩中で検出されなかった部分が還元された

微粉末状に塩の底部に浮遊し、750 ℃では最大３ mm のとする値である。

金属球となって沈澱したと述べている ⑷。また、650 ℃

また、ANL では酸化物 500g 規模の試験⑸を経て最終で 100mesh のフィルターを通すことで、ほとんどの塩を的に工学規模試験装置を製作し、10kg の模擬使用済燃

この沈澱から除去できたと述べている。500g 規模の試⑹料を装荷した試験を行った 。工学規模の還元槽は高さ

験では、製品を純粋な塩化リチウムで２回洗浄すること

約 1.2m、直径約１ m で、内部に高さ約 0.7m、直径約で酸化リチウムの随伴を防いだ⑸。以上の成果は、還元0.4m のルツボを備えている。この試験ではアメリシウ

された製品が細かい目のバスケットによってある程度回

ムの約１%とネプツニウムの約３%が塩中に検出された収できることを示しているが、粒状金属の回収率や粒のこと、ウラン・プルトニウムの塩中濃度が検出限界以下

生成のメカニズムは不明であり、実用プロセスとして確だったことなどが示されている。

立するためにはこれを明らかにする必要がある。

以上のとおり ANL では工学規模試験まで行われ、高い還元率が示されているが、分析が行われたのは塩中の5-2-3

リチウム金属と塩化リチウムの再生

元素濃度に限られている。つまり実際にどの程度還元されたのかは明らかでなく、この還元法が成立することに電解によるリチウム金属と塩化リチウムの再生では、関しては十分な検証が必要である。さらに、実燃料に適

陽極が 650 ℃という高温で反応性の高い酸素と接触する用する場合の還元条件を把握するためには、焼結模擬ペため、その腐蝕が問題となる。このため、ANL におけ

レット（使用済燃料を模して焼結したペレット）や実使用る試験では陽極材料に重点が置かれ、炭素や金属などが済燃料を用いた試験が必要となる。

試された。炭素を陽極に用いた場合、陽極で生成した二酸化炭素が塩化リチウム中の酸化リチウムと反応して炭5-2-2金属製品の分離・回収

酸リチウム（Li2CO3）を形成する可能性があることを指摘している⑺。また炭素陽極の表面では、粒界付近のみがANL ではビーカー試験の結果から、500 ℃では製品が反応して陽極からはくりした炭素の粉末が塩中に拡散してしまう。一方、白金-ロジウム合金を陽極に用いて行っ

表5-2-1
元

使用済軽水炉燃料の組成

素

組成（wt.%）

U
Np
Cm

94.7250.071935
0.010185

Rb
Cs
Sr
Ba
Y
La
Ce
Pr
Nd
Pm
Sm
Eu

0.047745
0.36795
0.11268
0.239360.062386
0.17506
0.34249
0.15915
0.582480.0044562
0.117130.023554

組成（wt.%）

電解試験では、FP のうちのテルルとヨウ素が陽極表面

PuAm

1.0186
0.059203に析出して不導体膜を形成し、電解が進行しなくなる現

Gd
Zr
Mo
Tc
Ru
Rb
Pd
Ag
Cd
Sn
Se
Te

0.024827
0.50227
0.483810.106310.33803
0.057930.24
0.012095
0.020371
0.014005
0.0082757
0.072572

元

素象が観察されている⑸。以上のように、酸化リチウムの（PWR、燃焼度48000MWD/t、４年冷却を前提にORIGEN-2で計算した値）

44

た模擬 FP を含む模擬リサイクル塩中の酸化リチウムの電解によるリチウムと塩化リチウムの再生に関しては、
電極材料や装置構成それ自体が課題となっている。工学
規模の試験では電極材料として白金-ロジウムが選ばれた
が、前述のテルルやヨウ素を含まない試験であったにも関わらず、金属リチウムは得られていない。多くの材料を検討対象として模擬 FP を含む系で試験を行っているが、装置の最適化はまだ図られていない。

５−３

当所における研究開発の現状と今後の展開
次に、酸化ウラン（UO2）の還元試験⑻について述べる。

これまでに挙げた開発課題を解決するために、電中研
でも平成７年より研究に着手した。この節では、電中研

この試験は、精度の高い化学分析を用いて正確に還元率における研究開発の現状と今後の展開について述べる。

を測定するとともに、還元の結果得られる製品の回収法

はじめに、アクチニド酸化物の還元条件を評価する上を検討するために行った。この試験では、平均粒径が約で重要な、浴塩中の酸化リチウムの生成自由エネルギー25 μ m の酸化ウラン粉末を用い、27g の酸化ウラン粉末について述べる。図 5-3-1 に、浴塩中に溶解する酸化リを 420g の塩化リチウム中に入れ、650 ℃で 10 時間、金チウムの電気分解を行い、その際の分解電圧から計算し

属 Li と反応させた。分析は以下の 2 通りの方法で行い、た生成自由エネルギーを、酸化リチウムの濃度ごとに示還元率を求めた。

す。酸化リチウムの生成自由エネルギーは、濃度が低い⑴

還元された金属ウランは塩酸に溶解するが未還元のほど小さくなる（図中、下方に移動する）ことがわかる。

酸化ウランは溶解しない。この酸への溶解性の差を利

図 5-3-1 に酸化プルトニウム（PuO、Pu2O3）および酸化ア

用し、塩酸に溶解したウラン量から還元率を求める方

メリシウム（Am2O3）の生成自由エネルギーもあわせて示法。

す。酸化リチウムの生成自由エネルギーは、650 ℃では、⑵還元で生じる酸化リチウムは塩中に均質に溶解する。

酸化リチウム濃度がおよそ 10mol%以下で PuO より、５

この酸化リチウムを含む塩を水に溶かし、生成した水

mol%以下で Am2O 3 よりそれぞれ小さくなる（図中、下酸化リチウムの中和滴定によって、塩中の酸化リチウにある）。このことから、酸化物の還元にともない発生

ム濃度から還元率を求める方法。

する酸化リチウムの濃度を、５ mol%以下に抑えること

この二つの方法で測定した還元率は良く一致し、いずにより、アクチニドの酸化物を還元できると考えられる。

れも約 97%だった。残りの３%についても分析操作の際

この結果をもとに、現在、アクチニド酸化物の還元試に再酸化された可能性が高いと考えられ、これにより酸験を行っており、最近の研究では、プルトニウム酸化物

化ウランがリチウムにより還元できることを実験で確認（PuO 2）の金属への還元が確認された。アクチニド酸化した。

物の還元試験の結果については、今後順次報告する予定

製品の回収方法を検討する際に重要となるのは製品の形状であるが、この還元試験では図 5-3-2 に示す製品がである。

得られた。これまでの研究と異なり、製品は細かい粒子の集まった凝集体をなしており、大きさも最大で 1 mm
923K

生成自由エネルギー（ΔG）/KJ/mol-O2−850程度だった。そこで次に、凝集体の形成がリチウムとの
Li2O

Li2O濃度
15mol%−900

10mol%
5mol%
Pu2O3

−950
PuO
Am2O3

起こるか、他の原因で起こるのかを調べるための試験を
行った。

2mol%

試験ではまず、還元試験で生成した金属ウランを破砕

1mol%

して、還元前の酸化ウランと同程度の大きさの金属粉末にした。この粉末（図 5-3-3）を純粋な塩化リチウムに入

−1000

−1050
700

反応の過程や反応で生じた酸化リチウムとの相互作用で

Ce2O3

れ、金属リチウムも酸化リチウムも存在しない条件で、温度を 550 ℃から 700 ℃まで変化させて 24 時間放置し、

800

900

1000

1100

1200

形状の変化を顕微鏡で観察した。550 ℃では変化が起こ

温度/K

らず、製品は原料と同じ形状であった。これに対し
図5-3-1酸化物の生成自由エネルギー

650 ℃では、製品は還元時と同様に凝集体を形成し、大電中研レビュー No.37 ● 45

0.1mm1.0mm

図5-3-4
図5-3-2650℃で保持後の生成物還元で得られた生成物

ルツボ内に設置したステンレスのメッシュに腐蝕が起こり、これが破損した。また、還元試験においては、金属
ウランがルツボに強く付着する傾向が観察された。
以上の実験結果と、ウランの融点（約 1130 ℃）、およびウラン-鉄合金の融解温度（約 720 ℃）を考え併せると、ウランの凝集は鉄との部分的な合金化が原因である可能性が高いと考えられる。
リチウム還元プロセスにおける FP の挙動を明らかにするための試験も行っている。特に希土類元素について

1.0mm

は、浴塩中で希土類酸化物と酸化リチウムの反応試験を
図5-3-3

還元試験で得られた金属ウランを粉末にしたもの行い、希土類はリチウムと複合酸化物（LiREO2）を形成すること、および浴塩中の酸化リチウム濃度の増大にともない、希土類酸化物の溶解度が大きくなることが確認

きさも最大で３ mm 程度に達した（図 5-3-4）。これらのされた。希土類酸化物を含んだ酸化ウランの還元試験でことから、凝集が温度に依存する現象であることが分かは、実際に有為な量の希土類元素が浴塩中に溶出するこる。この凝集体の結合は強く、水中で超音波洗浄を行っとが確かめられた。

ても分離しなかった。この凝集は金属を塩中に放置した

今後は、アクチニド酸化物の還元条件や FP の挙動をだけで生じたものであり、還元の進行に伴う成長ではな

踏まえて、最適なリチウム還元プロセスの構築に取り組

いことも分かった。さらに、700 ℃で行った試験では、

む。

46

第

章

6

高レベル廃液からの超ウラン元素の分離技術

第６章

高レベル廃液からの超ウラン元素の分離技術 ● 目次

原燃サイクル部

主任研究員

木下

賢介

原燃サイクル部

主任研究員

倉田

正輝

６−１

乾式分離の前処理技術……………………………………………………………………………………………………50

６−２

超ウラン元素の高温冶金分離技術………………………………………………………………………………………53

６−３

TRU分離プロセスの物質フロー…………………………………………………………………………………………57

木下 賢介（1991年入所）
乾式再処理、乾式分離プロセスに関して、還元抽出法を用いた超ウラン元素の希土類からの分離・回収技術の開発に従事。このために平成７〜８年に米国ミズ−リ大学へ派遣。
乾式プロセスのマスフロ−、溶媒量の評価など経済性評価のための基礎検討も行っている。

48

倉田 正輝（1988年入所）
長寿命放射能消滅特別研究室に配属後、還元抽出プロセスの基礎評価、MA含有金属燃料の特性評価を担当した。H２〜４にかけて
EU超ウラン元素研究所に派遣され、MA含有金属燃料の特性試験に参加した。現在は、金属燃料の挙動評価を継続する一方、乾式再処理の前処理プロセス（酸化物の還元・塩素化技術）を主担当している。

第６章

高レベル廃液からの超ウラン元素の分離技術

軽水炉の使用済み燃料を再処理することによって発生

まず超ウラン元素を分離の対象と考え研究を進めている。

する高レベル廃液中には超ウラン元素（TRU）が存在し、超ウラン元素を高レベル廃液から分離・回収するため

この中には著しく長い半減期を持つ核種が含まれている。

に、乾式再処理技術と同様に溶融塩と液体金属を用いる

分離変換技術は、超ウラン元素を高レベル廃液から分高温冶金法を用いた分離プロセスを構築し、この実証を離・回収し、高速増殖炉の燃料サイクル中に閉じ込める目的として研究開発を進めている。本プロセスでは、高ことを目指した技術である。高レベル廃棄物中には超ウレベル廃液中に含まれるそれぞれの超ウラン元素につい

ラン元素以外にも、長半減期の核分裂生成物が存在するて99％以上の回収を目標としている。高レベル廃液中に（表6-0-1）⑴が、当研究所では、潜在毒性の大きさからは表6-0-1に示すように重量で超ウラン元素の約10倍の希土類元素（RE）が含まれているが、超ウラン元素と希土

表6-0-1

使用済燃料１トンの再処理で発生する高レベル
廃液の元素組成（ORIGEN-IIによる計算値、PWR 48GWD/t-U、4年冷却、再処理でU、Puの99.5%回収）

⒜

重量（g）

モル数（mol）

234
235
236
238

1.37E−01
4.24E＋01
4.70E＋01
9.30E＋03

2.92E−04
9.03E−02
9.95E−02
1.95E＋01

Np

237

7.16E＋02

3.02E＋00

Pu

238
239
240
241
242

3.27E＋00
5.10E＋01
2.75E＋01
1.35E＋01
8.97E＋00

6.87E−03
1.07E−01
5.74E−02
2.79E−02
1.85E−02

0.22

241
243

3.37E＋02
2.46E＋02

1.40E＋00
1.01E＋00

2.41

243
244
245
246

9.15E−01
9.32E＋01
4.89E＋00
9.70E−01

3.77E−03
3.82E−01
2.00E−02
3.94E−03

Cm

⒝

合計

質量数

Am

一方、回収した超ウラン元素を含有する金属燃料の健全性の観点からは、できるだけ希土類元素を除去することが望ましい。そこで本プロセスでは、回収物に混入する

アクチニド

U

類元素は化学的性質が似ているために分離が困難である。

希土類元素を超ウラン元素と同量以下にすることを目標としている⑴。
当研究所の乾式分離プロセスを図6-0-1に示す。まず、

19.73

高レベル廃液を高温冶金プロセスに導入するために、⑴

高レベル廃液を酸化物に転換する脱硝・固化工程⑵

得られた酸化物を塩化物に転換する塩素化工程の２つの工程があり、これらを合わせて前処理工程と呼ぶ。前処理工程で塩化物に転換された元素群は、

HLW

TRUs/REs = 1/10（重量比）

H2O、NOx0.41

アルカリ金属Tc、Mo、Se

脱硝

重量（g）

モル数

Fe、 Zr、 Mo 等

塩素化

4976
4795
1050
3346
575.3
2376
117.5
202.9
137
78.88
715.8

53.34
49.13
10.61
32.78
5.59
22.45
1.08
1.82
1.13
0.98
5.53

貴金属元素

還元抽出

核分裂生成物
重量（g）

モル数

Rb
Cs
Sr
Ba
Y
La
Ce
Pr
Nd
Pm
Sm
Eu
Gd

473.7
3646
1119
2370
617.7
1736
3393
1579
5770
46.27
1163
231
244.5

5.48
27.01
12.56
17.25
6.94
12.49
24.08
11.2
39.81
0.32
7.78
1.51
1.57

Zr
Mo
Tc
Ru
Rh
Pd
Ag
Cd
Sn
Se
Te

Fe
Na

3500
12650

62.67
550.24（腐食生成物）

使用済塩処理U電解回収

ウラン

Cl2、 LiCl-KCl

希土類
アルカリ土類

多段抽出＞99% of TRU
TRUs/REs＞1/1（溶媒洗浄剤）

図6-0-1

ガラス固化

消滅処理（FBR）

乾式分離プロセス

電中研レビュー No.37● 49

⑶ウランより貴（金属としてより安定）な金属群を、リム及びビスマス）中に回収する使用済み塩処理工程

チウムを還元剤として塩化物相から液体カドミウムで処理され、ここで発生する塩素ガスおよび精製された（Cd）
相中へ抽出して分離する還元抽出工程

塩化物は、前処理工程にリサイクルされる。これにより、⑷

二次廃棄物の発生量が少ない処理プロセスを構築するこ

ウラン、超ウラン元素を、リチウムを還元剤として多段抽出によって塩化物相から液体ビスマス（Bi）相中とが可能となる。

へ回収し、希土類元素等から分離する多段抽出工程

この章では乾式分離プロセスについて、その原理やこ以上２つの分離工程で処理される。さらに、分離工程かれまでに得られた成果を紹介する。6-1では脱硝・固化ら発生する使用済みの塩化物は、工程と塩素化工程を合わせた前処理技術について、6-2⑸

希土類元素やアルカリ土類金属を電解によって液体では分離技術について述べる。さらに、これまでの研究

鉛（Pb）中に回収・除去した後、還元抽出工程と多段成果をもとに、本プロセス全体の物質フロ−を評価した抽出工程で用いる還元剤を電解で溶媒金属（カドミウ

結果を6-3に示す。

６−１

乾式分離の前処理技術
表6-1-1

乾式分離プロセスの前処理技術について、その成立性

高レベル廃液に含有される主要な元素の硝酸塩の脱硝温度を明らかにするために、当研究所で模擬物質を用いた試
験を実施した。以下に脱硝・固化と塩素化の工程について、それぞれの原理と試験から得られた成果を示す。

6-1-1

脱硝・固化工程高レベル廃液は、核分裂生成物などが硝酸に溶解したものである。これを乾式法で処理するためには、まず脱硝・固化して酸化物に転換する必要がある。当研究所では、二次廃棄物の発生量が少なく、乾式分離法に適した

硝酸塩

硝酸塩から
酸化物に転換される
温度（℃）

酸化物の
化学形

参考文献

NaNO3
CsNO3
Sr（NO3）2
3.6H2O
Ce（NO3）
3.6H2O
Nd（NO3）
2.2H2O
ZrO
（NO3）
Ru
（NO3）
2
Rh
（NO3）
2
Pd
（NO3）
2
3.9H2OFe（NO3）
UO2（NO3）
2
NpO2（NO3）
Pu
（NO3）
4
Am
（NO3）
3
Cm
（NO3）
3

−＃
−＃
＞400
＞280
＞470
＞250
＞280
＞500
180−825
＞160
＞300
＞300*
＞300
＞356
＞450

Na2O
Cs2O
SrO
CeO2
Nd2O3
ZrO2
RuO2
Rh2O3
PdO
Fe2O3
UO2
NpO2
PuO2
AmO2
CmO2

［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［8］
［9］
［9］
［9］
［10］
［10］

無水の酸化物が得られる利点に着目し、直接加熱して脱＊ 推定値

硝・固化する方法を採用した⑴。

＃アルカリ硝酸塩は脱硝されず、硝酸塩として揮発する。

模擬高レベル廃液の加熱試験では、約100℃で水分や過剰の窒素酸化物（NOx）が揮発し、金属元素は硝酸塩形成する。一方、他の元素の硝酸塩はアルカリ元素のを形成した。さらに温度上昇に伴って硝酸塩が分解し、硝酸塩より不安定で、いずれも500℃以下で脱硝し酸化

約700℃以上で完全に脱硝した。しかし、アルカリ元素物に転換する。

は脱硝されると化学的に不安定な酸化物を形成するため、

図6-1-1にこれらの性質を利用した脱硝・固化プロセ

約600℃以上の温度域では脱硝反応の進行に伴い、アルスのフローを示す⑶。約100℃で脱水し、さらに約500℃

カリ元素が多量に揮発したり容器と反応したりする現象

で加熱することで、アルカリ元素以外の元素を完全にが見られた。表6-1-1に主要な元素の硝酸塩の熱分析か脱硝・固化する。次に、得られた脱硝物を室温に冷却ら求めた脱硝温度と脱硝後に形成される酸化物の化学形

した後に水洗浄処理する。この際、アルカリ元素の硝⑵

態をまとめて示す 。アルカリ元素の硝酸塩は約300℃

酸塩は水溶性であり、他の元素の酸化物は水に不溶でで溶融し、約300〜600℃の温度域で安定な硝酸溶融塩をあることを利用して、アルカリ元素を洗浄水中に溶解50まれる元素のうちアクチニド以外の主要な26元素を用高レベル廃液いて、模擬高レベル廃液100ccを調製した。この溶液は、ピューレックス工程から排出される濃縮後の高レベル〜100℃で脱水廃液を模擬して元素濃度を調整したものである。図6-1〜500℃で脱硝1に従って、この模擬高レベル廃液を100℃で１時間脱水した後に、500℃で１時間脱硝した。さらに脱硝物を冷却後、水洗処理

水洗浄した後に、沈澱を500℃で1時間仮焼した。図6-1遠心分離

2に試験後の水溶液、酸化物、及び揮発物への各元素の分配割合を示す。ルテニウム以外では試験前後の物質

水相

沈殿

収支は極めて良好であった。各元素の揮発率はいずれ（その他の元素）（アルカリ元素）
ガラス固化

も0.2%以下に抑制され、本脱硝プロセスではほとんど

仮焼

揮発物が発生しないことが確認された。水相中には99%
塩素化工程へ

図6-1-1

以上のアルカリ元素に加え、アルカリ元素と水溶性の乾式分離法における脱硝・固化プロセスフロー

複合酸化物を形成するモリブデン、セレン、クロムの相当量が回収された。また、本試験でテクネチウムの模擬物質として用いたレニウムの90%以上が同様に水相させ、水溶液と沈殿を遠心分離法で分離する。沈澱は約に回収された。
一方、酸化物中には、アルカリ土類元素、希土類元

500℃で仮焼して無水物にする。
このプロセスでは、脱硝反応においてアルカリ元素の素、白金族元素、ジルコニウム、鉄、ニッケル、テル

硝酸溶融塩が残留する。これは熱媒体や金属の焼き入れ

ルのほぼ全量が回収された。これらの元素の水相中の溶剤として工業的に広く用いられ、ステンレス鋼との両存在量はいずれもICP発光分析＊１の検出限界以下と極め立性に優れていることから⑷、本脱硝プロセスではステて小さかった。アクチニドの硝酸塩や酸化物は、希土

ンレス鋼容器を用いることができる。

類元素と性質が類似していることから、アクチニドも模擬高レベル廃液を図6-1-1の脱硝・固化プロセスに従って処理を行い、本プロセスにおける各元素の分離能を評価した結果を示す⑸。試験では、高レベル廃液中に含＊１ICP発光分析：高周波の放電プラズマ中に不活性気体とともに溶液状の試料を導入して行う発光分析法。高感度で多元素同時測定が可能である。

投入量に対する割合（％）

100

80

60

40

20

0
Na Rb Cs

図6-1-2

Sr Ba Y La

Ce Pr Nd

Sm Eu Gd

Zr Mo Re*

Ru Rh Pd

Fe Cr NiAg Cd Se

仮焼物への回収率
水相への回収率
揮発率
Te

模擬高レベル廃液の脱硝試験後の各元素の揮発率、水相への回収率、仮焼物への回収率

電中研レビュー No.37● 51

酸化物として効率的に回収されると考えられる。

法で、ほぼ100%の塩素化率が達成できること、反応条

今後は、超ウラン元素やアルカリ洗浄廃液などを本脱件として700℃、４時間以上が必要であることが明らか

硝・固化プロセスで処理し、本プロセスが実高レベル廃になった。図6-1-3に代表的な結果として、模擬高レベ液にも適用できることを明らかにする。

ル廃液の脱硝物を塩浴塩素化法で塩素化した試験の物質収支を示す。試験では、100ccの模擬高レベル廃液を脱

6-1-2

塩素化工程

硝・固化した後に得られた約８gの脱硝物を50gの塩化リチウム−塩化カリウム塩浴中に添加し、温度を700℃

脱硝・固化工程からの脱硝物は酸化物の形態で供出さに保って、100cc/分の塩素ガス気流を塩浴中に導入するれる。水分の混入をさけるために、脱硝物の塩化物へのことで塩素化を行った。反応時間は８時間とした。また、転換法として塩素ガスを直接反応させる塩素化法を採用

反応容器としてパイログラファイトを使用した。前節でし た ⑹。 こ の 塩 素 化 法 の 原 理 を 化 学 反 応 式 で 示 す と 、示したように、脱硝・固化工程においてアルカリ元素とレニウムはほとんど水相中に分離されるため、塩素化試

nx
MOn + ― C + ― Cl2
2
2

→

n
MClx + ― CO22

験後の塩浴中あるいは揮発物中にアルカリ元素とレニウ
ムはほとんど検出されない。その他の元素は、塩化物にとなる。反応が進行するためには、上記の式の反応の自転換され、塩浴中あるいは揮発物中に回収された。また、

由エネルギー変化が負になる必要がある。表6-1-2に、オキシ塩化物などの未反応物はほとんど残留しなかった。

高レベル廃液中に存在する主要な元素について上式の反塩浴塩素化により、アルカリ土類元素、希土類元素、白応の自由エネルギー変化をまとめる。いずれの元素につ金族、ニッケルはほとんどが塩浴中に回収されるが、セいても反応の自由エネルギーは負の値をとり、塩素化反レン、モリブデン、ジルコニウム、鉄、テルル、クロム応が進行すると予想される。

などは多量に揮発した。従って塩浴塩素化法を用いても当研究所のプロセスでは、塩素化反応を効率的に行う

これらの元素の揮発は抑制されないことがわかった。

ために、溶融塩中に酸化物を投入し塩素ガスを吹き込む

ウランについては、上に示した模擬高レベル廃液の脱塩浴塩素化法⑺を採用している。塩浴塩素化法では、反硝物の塩素化試験と同じ条件で、別途単元系の試験を実応に塩浴が介在することで未反応の酸化物の残留やオキ施した。これまでに、塩素化率88%、揮発率１%の結果

シ塩化物などの中間生成物の形成を抑制することができを得ている。この試験では、一部のウラン（11%）がオキる。また、一部の揮発性塩化物の揮発が抑制されること

シ塩化物として残留したことから、現在、その塩素化率が期待できる。

を向上させる反応条件を検討中である。

これまでに模擬物質を用いた試験により、塩浴塩素化

塩素化工程では、上に示したように一部の塩化物が揮発し、ウランなどのアクチニドがこれに微量に含有され

表6-1-2

高レベル廃液に含有される主要な元素の酸化物を塩化物に転換する反応のギブスエネルギー変化（900K、⑴式に基づく）

る可能性があるため、揮発性塩化物を捕集する方法について検討している。回収した揮発性塩化物を乾式分離の主工程に直接戻すことができる利点から、塩化リチウ

酸化物の形態

ギブスエネルギー変化（KJ/eq.mol.−Cl2）

Na2O
Cs2O
SrO
Ce2O3
Nd2O3
ZrO2
＊RuO
2
Rh2O3
PdO
FeO
U
Np
Pu

−231.3−376.3−383.8−240.9−229.6−117.9−242.4−219.8−239.7−213.6−114.4−124.5−180.3＊ Ruは金属に還元される。

52

ム−塩化カリウム溶融塩の塩浴をトラップとして用いる方法を考案した⑻。これまでに基礎データとして、塩化リチウム−塩化カリウム共晶塩からのジルコニウム、モ
リブデン、鉄、ウランの塩化物の揮発速度を測定している⑼。
これらの知見を基に構築した塩素化工程の概念図を図6-1-4にしめす。塩浴塩素化法の連続操業ユニットがロックウェル社（当該部門は現在はボーイング社に移籍：
アメリカ）によって開発されており、当研究所の塩素化

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

Na Cs Re

図6-1-3

Se Cr MoFe Zr Te

Ru Rh

Pd Ni

Y Ce
Nd Sm

塩素化率（塩浴中）
未反応率
揮発率
Ba

模擬高レベル廃液の脱硝物を用いた塩浴塩素化試験後の各元素の揮発率、塩素化率（塩浴中に回収）、未反応率

工程でも同様の装置を用いることができると考えられる。
オフガス

本装置では、塩浴の下部から塩素ガスとアルゴンガスをそれぞれ塩浴中に吹き込む。アルゴンガスは酸化物粉末
トラップ（100℃）のキャリアガスとして用いられる。塩素化反応により、酸化物は塩化物に転換されて塩浴中に溶解するため、これを装置の上部より回収する。発生した揮発性塩化物は
塩浴トラップで回収する。塩素化炉に適宜塩化リチウ

還元・抽出
工程へ

LiCl-KCl

ム−塩化カリウム塩を投入することにより、本装置を用
塩素化炉（700℃）

いて連続操業が可能となる。
今後は、実際に超ウラン元素や実高レベルを用いた塩浴塩素化試験を実施するとともに、塩素化プロセス装置を設計し、乾式分離に適した塩素化技術を確立する。

アルゴンガス＋脱硝物粉末塩素ガス

図6-1-4６−２

塩素化工程の概念図

超ウラン元素の高温冶金分離技術

図6-0-1に示した分離プロセスのうち、高温冶金技術をズ−リ大学研究用原子炉施設（米国）で超ウラン元素を応用した各工程が成立することを明らかにするために、用いた試験を実施してきた。以下にそれぞれの工程の当研究所内の試験設備を用いてコ−ルド実験を行うとと原理と目標、およびこれまでの試験から得られた成果

もに、京都大学原子炉実験所でウランを用いた試験、ミを示す。

電中研レビュー No.37● 536-2-1

還元抽出工程6-2-2

多段抽出工程還元抽出工程では、ウラン、超ウラン元素、および還元抽出工程で塩中に残留したウラン、超ウラン元素、FPの塩化物を含む塩化リチウム−塩化カリウム/カドミ

希土類元素やアルカリ土類は多段抽出工程に送られる。

ウム系で、リチウムを還元剤として添加することにより、

ここでは、前工程と同様の還元抽出を多段階で実施する

塩相中の塩化物（MCln）
を以下の反応によって、金属（M）ことにより、ウラン、超ウラン元素を金属相へ抽出しそに還元しカドミウム相中に抽出する。

の他の元素から分離し回収する。
本工程は、4-3に示した乾式再処理の超ウラン元素回収

MCln + nLi = nLiCl + M in Cd

プロセスと同様の工程である。アルゴンヌ国立研究所（ANL）で研究開発がなされてきた乾式再処理における高レベル廃液中に含まれる元素のうち、塩素化工程で超ウラン元素の回収プロセスではカドミウムを溶媒、塩化物に転換された元素は、塩化リチウム−塩化カリウ

リチウムあるいはウランを還元剤として多段抽出を行

ムを主成分とする溶融塩中に溶解している。この中にはう方法が考えられている。一方、当研究所では溶媒金

ウラン、超ウラン元素のほかに、核分裂生成物である希属としてさらに高い分離性能を持つビスマス（Bi）を選

土類元素（RE）、白金族元素、ジルコニウム（Zr）などのび、分離試験を行ってきた。この試験は実際に超ウラ遷移金属や、腐食生成物である鉄（Fe）が多量に含まれン元素を用いることが必要であるため、当研究所内でている。白金族や鉄、ジルコニウムは、ウランや超ウラは実施することができず、ミズ−リ大学との共同研究

ン元素に比べて塩化物の生成自由エネルギ−の絶対値がとして同大研究用原子炉施設で実施した⑾。

小さい。これは相対的に金属に還元されやすく、液体金

表6-2-1に塩化リチウム−塩化カリウム/カドミウム

属相中に抽出されやすいことを示している。還元抽出工

系と塩化リチウム−塩化カリウム/ビスマス系での各元

程では、このような化学的性質の違いを利用して、ウラ素の分離係数を示す ⑾〜⒀。ここではネオジム（Nd）を基

ンより貴（金属としてより安定）な金属群を選択的に金属準とした。ネオジムは希土類のうちで高レベル廃液中に還元しカドミウム相中に抽出することによって、塩相に最も多量に含まれる元素である。ここで、ある金属中に残留するウランや超ウラン元素から分離する。これ

Ｍの分離係数SF（M）
は、モル分率Xを用いて、までの試験から、この工程で分離の対象となる元素のう
ち、最もウランと分離しにくいジルコニウムについてもSF（M）＝｛X（Ｍ in salt）/X（Ｍ in metal）｝/

１段の還元抽出でウランとの間で十分な分離が可能であ｛X（Nd in salt）/X（Nd in metal）｝⑽

ることがわかっている 。しかしながら、ジルコニウム、鉄などはカドミウムに対して溶解度をほとんど持たないで定義され、この数字が小さいほどネオジムに比べてことから、物質収支の良好な試験結果は得られていない。
このため今後さらに検討が必要である。なお、塩素化工

表6-2-1程で揮発する塩化物をそのまま除去（廃棄）することが可能である場合には、本工程で分離の対象となるのは、ほぼ貴金属元素に限られるため分離が非常に容易になるとともに、溶媒カドミウムの量、還元剤リチウムの量の低減を図ることができる。本工程でカドミウム合金となった白金族元素などは、カドミウムの蒸留によって分離回収され金属廃棄物となる。一方、蒸留したカドミウムは還元抽出工程の抽出溶媒として再利用される。

U
Np
Pu
Am
Pr
Ce
Nd
La
Gd
Y

Ndに対するU、TRU、希土類元素の分離係数
LiCl-KCl/Bi
773K

LiCl-KCl/Cd
723K

0.00065
0.00510.0076
0.015
0.99
0.89
1.0
2.7
11
630

0.016
0.045
0.056
0.067＊
0.93
1.1
1.0
2.9
4.0
120

（＊：log D（Nd）＝０の場合）

54金属相中に抽出されやすいことを示している。この表6-

表6-2-22-1から、カドミウムを溶媒として用いる場合に比べて、

LiCl-KCl/Bi系500℃における多回抽出実験でのTRUの回収率と回収物中のTRUとREの重量比

ビスマスを用いたほうが超ウラン元素の分離係数が小さ
く、すなわち超ウラン元素と希土類元素の分離が容易で

回収率

Np
Pu
Am

あることが分かる。
しかし、ビスマスを溶媒として用いても、１段の還元抽出では超ウラン元素の99%以上を回収し、かつ付随する希土類元素量を超ウラン元素と同量以下にするというTRUとREの重量比（TRU/RE）

目標値

実験結果

99%
99%
99%

99.8%
99.7%
99.4%

1/1
2.01/1（HLLW中1/9.5） （実験前1/9.9）（注）4回の多回抽出後に、Bi中の回収物を新しい塩中に抽出し、更に6回の多回抽出により回収した試験結果

分離目標を達成することは不可能であり⑾、還元抽出を
多段階で実施することが必要である。抽出を多段階で実ムの回収率はいずれも99%を超え、回収目標を達成した。

施する方法として、図6-2-1に多回抽出法と向流多段抽

また、回収物中の超ウラン元素と希土類元素の重量比

出法の２通りを示す。多回抽出に比べて向流多段抽出法

は2.01であり、分離目標の１以上を達成した。この試験の方が高い分離効率を期待できるが、装置の開発が難し

結果により、多回抽出法で当研究所の超ウラン元素元

く、また実験での超ウラン元素の取扱量が限られている素の分離・回収目標が達成可能であることを実証した⒁。

ことからも、この方法で試験を実施することは容易では

向流多段抽出については、平衡状態での抽出操作をない。そこで分離試験は多回抽出法で実施し、向流多段仮定すると、分離係数を基にした計算で予測が可能で抽出法については計算による予測を行った。

ある。ここではアメリシウムを99%回収する際の他の元

多回抽出法による実験では、塩化リチウム−塩化カリ素の回収率を、分離係数の関係から計算した。図6-2-2

ウム/ビスマス系で500℃において、１段目として４回のには、２〜５回の多回抽出および２〜５段の向流多段抽出を行った後、回収物をビスマスから新しい塩化リチ

抽出を用いた場合の回収物中における超ウラン元素とウム−塩化カリウムに抽出し、さらに２段目として６回

希土類元素の重量比の計算結果を示す⑾。多段抽出の塩の抽出を行った⒁。塩相中の超ウラン元素と希土類元素

相の初期組成は、高レベル廃液中の超ウラン元素と希の初期組成は、高レベル廃液中の初期組成とほぼ等しい

土類元素の組成に等しいとした。

ものであった。各段で超ウラン元素の各々99.5％以上をこの計算結果から、多回抽出では４回以上で各超ウ回収することを目標とし、還元剤の添加量は、各元素のラン元素の99％以上を回収し、希土類元素の混入量を分配係数が各回でおおむね等しくなるように調整した。

同量以下にするという目標を達成できるが、目標に対

表6-2-2にこの試験での超ウラン元素と希土類元素の回する裕度が低いことが分かる。一方、向流多段抽出で収率、および回収物中の超ウラン元素と希土類元素の重は、多回抽出を大きく越える分離能力が期待でき、実量比を示す。ネプツニウム、プルトニウム、アメリシウ
100

TRU-Bi⒝（TRU,RE）
Cln

waste salt

TRU-BiBi-Li

TRU/REの重量比

waste salt

（TRU,RE）
Cln

多回抽出
1

0.1

図6-2-1(a)多回抽出法と(b)向流多段抽出法の概念図

向流多段抽出10

図6-2-2

分離目標

2

3
4
抽出段数

5

LiC-KCl/Bi系で向流多段抽出、多回抽出によってAmを99％回収した場合の回収物中のTRUとREの重量比（計算値）

電中研レビュー No.37● 55

際の分離プロセスでは向流多段抽出を採用することが望どうかは、電解の操業時間、抽出装置の規模縮小の効果、ましい。高温の溶融塩・液体金属２相系での遠隔操作・機器台数の増加の影響などを総合して、経済性の観点か連続運転が可能な向流抽出装置の開発が今後の課題であら判断する必要がある。

る。また多段抽出で得られた超ウラン元素とビスマスの6-2-3合金から超ウラン元素を取り出す方法として、使用済み塩処理工程

・超ウラン元素を固体陰極へ電解回収する・超ウラン元素を（電解もしくは還元抽出で）ビスマスか多段抽出工程から発生する使用済みの塩化物をそのまらカドミウムへ移送した後、カドミウムを蒸留する

ま廃棄すると、多量の二次廃棄物が発生することになる。

などの方法が考えられ、これらについては今後検討を行う。

さらに、サイクルごとに新たな塩化リチウム−塩化カリ

乾式分離プロセスの一つのオプションとして、多段抽

ウム共晶塩や還元剤のリチウム金属を外部から添加しな出を実施する前にウランの電解回収を行うことを検討しければならず、経済性の観点からも問題である。そこで、⑽ている 。乾式再処理と異なり、乾式分離で対象とする

この乾式分離プロセスでは、図6-2-4に示すような使用

高レベル廃液中のウラン量は少ないが、それでも超ウラ済み塩処理工程により、使用済み塩化物中のアルカリ土ン元素の合計量の３倍以上含まれている。従って電解法

類および希土類元素を除去して塩化物を再利用するととでウランを回収した後に多段抽出を実施すれば、多段抽

もに、還元剤と塩素ガスもリサイクルする。

出での金属溶媒や還元剤の取り扱い量を低減することがこの工程は、液体鉛を陰極としてFPを電解回収する可能となる。乾式分離プロセスで想定している電解工程

工程と、還元抽出工程のカドミウムおよび多段抽出工程

は450℃〜500℃で操業され、乾式再処理の主工程であるのビスマスを陰極として還元剤となるリチウムをそれら

ウランの電解工程と原理的には全く同じものである。図の金属相中に電解回収する工程、以上の３つの工程から

6-2-3に当研究所で測定した塩化リチウム−塩化カリウなる。これまでにアルカリ土類や希土類を高濃度に鉛中

ム系での超ウラン元素、希土類元素各元素の塩中濃度とに電解回収できること、回収されたアルカリ土類や希土

酸化還元電位の関係を示す。酸化還元電位が貴である

類元素を酸化物のスラグとして鉛から分離できることを（零に近い）ほど金属に還元されやすく、卑である（マイ確認している⒂。また、いずれの工程においても陽極か

ナスの値が大きい）ほど塩化物として安定であることをらは塩素ガスが発生するが、これらは前処理の塩素化工示している。ウランは超ウラン元素、希土類元素と比べ程において再利用される。

て酸化還元電位が大きく離れているので、陰極電位を適

今後は、次節で示す物質フロ−の精度向上のために、切に制御することによりウランを高い純度で固体陰極に想定される操業条件での電解試験を実施し、アルカリ土

析出回収することができる。この電解工程を採用するか類、希土類元素の鉛中への回収率（廃棄率）や、溶媒塩中のリチウムやカリウムが廃棄物に随伴する割合を明らか
にする。

−1.4

U
Np

EMF（V）

−1.6

Pu
−1.8

Am

Pr
Nd
Ce
Y

Gd
−2.0

塩素化

還元抽出

多段抽出

塩化物

Cd-Li

Bi-Li

La
−2.2
−4

−3

−2

Li回収

Li回収

FP回収

（Cd陰極）（Bi陰極）（Pb陰極）

塩処理工程−1

log XMCln
廃棄物

図6-2-356

450℃におけるLiCl-KCl溶融塩中のMCln濃度
と起電力
（EMF）
の関係

図6-2-4

塩処理工程（塩化物と還元剤のリサイクル）

６−３

乾式分離プロセスの物質フロー

乾式分離施設は、年間で200日間の操業により800トン

工程から発生する塩素ガスも塩素化工程において利用での軽水炉使用済燃料を処理する湿式再処理工場とともにきる。

稼働することを想定している ⑴。ここでは使用済燃料1

ここで示した物質フロ−で、これまでの試験結果をもと

トンから発生する高レベル廃液（約500リットル）を１バに、各元素の塩中濃度や金属中の濃度を設定した。以下ッチとして、１日に４バッチの処理を行う。この条件をにそれらについて説明する。

満たすために、前２項で示したこれまでの試験の成果をもとに計算した乾式分離プロセスの物質フロ−を図6-3-

表6-3-1

各々の工程で分離・回収される各元素の割合

1に、それぞれの工程ごとに分離される各元素の割合を
脱硝
塩処理
脱硝
還元抽出 多段抽出
分離
揮発
分離
回収
分離
（水溶物）（酸化物）（Cd合金）（Bi合金） （Pb合金）

表6-3-1に示す。このプロセスは溶媒として使用される
共晶塩、ビスマス、カドミウム、鉛が理想的には全量再される以外は、溶媒成分から発生する二次廃棄物は極め

Mo
Se
Re(Tc)Ru
Rh, Pd, Ag
Fe, Zr, Te 等て少量に抑さえることができる。なお、リチウムはガラ

U
TRU

利用できることが大きな特徴であり、アルカリ土類などのFPを鉛中に電解回収する際にリチウムの一部が廃棄

ス固化の際に母剤として添加される成分である⒃ことか

高レベル廃液中に含まれる元素の量
Na
Rb
Cs
Sr
Ba

550
5.48
27.0
12.6
17.3

Eu
Sm
U
TRU
RE
NM

25

Na
Rb
Cs
Sr
Ba

31.4
2.16
10.7
37.3
4.31

Eu
Sm

0.01
0.00

Li
K

2900
2530

10
>99
>99
<10

3
0
99

<1
>90
97
100
1

溶媒量
LiCl-KCl塩：200（リットル）
Cd
： 55
Bi
： 70
Pb
：140

塩素化へリサイクルされる
溶塩中に含まれる元素の量

1.51
7.78
19.7
6.06
96.4
247

50
15
2
75
100
90
<1

RE
Sr
Ba
アルカリ金属

ら、有効に利用していると考えることができる。また各

50
85
98

Cd：3800

Bi：3400（単位：モル）LiCl-KCl：6200

脱

硝

塩素化

Salt recycle

還元抽出

多段抽出

Cd-Li recycle

Bi-Li recycle

Li回収電解Li回収電解Pb：6900

FP回収電解Chlorine gas recycle
Pb recycle
Na
Cs, RbSr, BaMo, Tc, Se

545
32.2
0.377
35.8

NM
198
U
0.197
金属廃棄物あるいは
ガラス固化

ガラス固化

U
TRU
RE
Zr

19.5
6.03
3.32
5.33

回収物（金属）

Li
Na
Rb
Cs

621
5.50
0.05
0.27

溶媒成分
（二次廃棄物）

K
Sr
Ba

6.88
12.2
17.3

Eu
Sm
RE
TRU

1.51
7.78
93.1
0.03

ガラス固化

ガラスのマトリックスとなる

図6-3-1

乾式分離プロセスのマスフロー

電中研レビュー No.37● 57

⑴脱硝工程では、アルカリ金属の99%が硝酸塩として、

ン元素、希土類元素の合計濃度が１mol%以下であれまたテクネチウム（Tc）の98%、セレン（Se）の85%、モばビスマス中での金属間化合物の形成を抑制すること

リブデン（Mo）の50%が複合酸化物として水相へ移行ができると考えられる⒄。抽出後の超ウラン元素などし、他の元素と分離される⑸。ルテニウム（Ru）は25%

はビスマスから完全に分離可能で、ビスマスは100%⑸

リサイクルできるものとする。

が揮発し廃棄されるものとする 。これらは酸化物に転換した後、ガラス固化する。他の元素は次の塩素化⑹

10mol% 程度まで抽出できるとして1400kg、約140リ工程に送られる。
⑵

鉛の必要量は、アルカリ土類、希土類元素を鉛中にットルとした。これまでの試験から鉛中に10mol%程

塩素化工程では、表6-3-1に示す割合で塩化物が揮発⑻

度までは十分に電解可能であると考えられる⒂。

し、これらは溶融塩を用いたトラップで捕集される 。
ウラン、ネプツニウムの揮発が非常に少ない場合には、⑺

使用済み塩処理工程の電解では、塩相からアルカリ

この塩はそのまま廃棄することが可能であるが、現状

土類金属を完全に除去することはできない。アルカリでは塩素化の際のネプツニウムの揮発挙動が不明であ土類などの鉛への抽出量を増やすと、溶媒成分である

るため、この塩は全量還元抽出工程に送るものとした。

リチウムの抽出量（廃棄量）も増加し多量の二次廃棄物

塩素化工程での超ウラン元素の揮発量に関しては、今を発生する可能性がある。高レベル廃液を直接ガラス後試験で明らかにする。

固化する場合には、FPがガラス固化体の10wt.%を占⑶

還元抽出工程で貴な（金属としてより安定な）金属群

めるのに対して、３wt.%の酸化リチウムが添加されを取り込んだカドミウムは、蒸留によって貴な金属群ている⒁。従って、使用済み塩処理工程から排出されの廃棄物と分離された後、再利用される。ここでは抽るリチウムが酸化物換算でFPの30wt.%を超えないこ出される貴金属FPのカドミウム中の合計濃度の上限とを電解の条件として、浴塩中のリチウムの17％を電を5mol%と設定して、カドミウム量を約55リットルと解によって系外に排出することとした。その時の各元した。貴な金属群のうち、ジルコニウムは90％、その素の分配係数の関係から、共晶塩と共に浴塩中に存在

他は全量カドミウム中に抽出されるものと仮定する。

するアルカリ金属、アルカリ土類、希土類元素の量をこのとき、ウランは99％、超ウラン元素、希土類元素、評価した。

アルカリ土類は全量が塩化物のまま次の工程に移るもここで示した物質フロ−では軽水炉燃料１トン分の高のとした。カドミウムの蒸留については今後の検討課

レベル廃液について、約200リットルの塩化物が溶媒と題であるが、ここではカドミウムは貴金属FPと完全して必要であることが分かった。湿式の分離プロセスでに分離され100%再利用できるものとする。

は使用済み燃料１トンあたりの溶媒量は3000〜4000リッ

溶媒として用いられる塩化リチウム−塩化カリウム

トルとされている⒅。湿式分離プロセスは基本的に連続共晶塩量を見積もる際の制限として、多段抽出工程で処理であり、乾式分離プロセスはいまのところバッチ処

塩化物中のウラン、超ウラン元素、希土類元素の塩中理を前提としているので、この値を直接比較することは合計濃度が２mol%を越えないこととし、塩化物量をできないが、いくつかの工程について連続化を図ること

約200リットルとした。このときウラン、超ウラン元ができれば乾式分離プロセスは少ない溶媒量で操業でき

素、希土類元素の内で最も濃度が高いネオジム（Nd）る可能性が高く、コンパクトなプロセスを構築できるもがおよそ0.7mol%になる。塩中濃度が１mol%以下でのと思われる。

⑷

あれば、希薄な領域で測定した分配挙動にその元素が⒄従うものとして取り扱えると考えられる 。

今後はここで挙げた数字をもとにして、プロセスの概念設計と経済性評価を実施する。さらに実際の廃液を用

多段抽出工程で溶媒となるビスマス量は、抽出されいた前処理工程の実証試験、超ウラン元素による向流多た全金属のビスマス中の合計濃度が１mol%を越えな

段抽出工程の実証試験を実施するとともに、材料開発やいことを条件として、710kg、約70リットルとした。

工学的な機器開発を実施する予定である。

⑸

これまでの検討結果から、抽出されたウラン、超ウラ

58

第

章

7

廃棄物固化技術

第７章

廃棄物固化技術 ● 目次

原燃サイクル部 主任研究員 西村 友広（現在 日本原子力発電㈱に出向中）
原燃サイクル部

主任研究員

坂村

義治

７−１

ガラス固化技術……………………………………………………………………………………………………………61

７−２

人工鉱物固化技術…………………………………………………………………………………………………………62

７−３

金属廃棄物の固化技術……………………………………………………………………………………………………64

西村 友広（1982年入所）
軽水炉と金属燃料FBRのプラント動特性解
析など原子炉の安全性に関わる研究・開発に約10年従事した後、乾式再処理に関する研究・開発に、ここ数年は乾式再処理の使用済
塩の処理・固化法の研究・開発に従事している。今後、安全性と経済性に優れた原子燃料サイクルの確立に役立つ研究・開発に取り組んでいきたい。

60

坂村 義治（1989年入所）
希土類元素、アクチニド元素に関して、溶融LiCl-KCl共晶塩中の標準酸化還元電位の測定、液体金属中の活量係数と溶解度の測定。
電解精製によるアクチニド元素の希土類元素からの分離回収などの研究に従事。

第７章

廃棄物固化技術

乾式再処理プロセスおよび高レベル廃液の乾式分離プ⑴

ガラス固化技術

ロセスから、希土類元素、アルカリ土類元素、アルカリ⑵

人工鉱物固化技術（ソーダライト型固化技術）

金属などの核分裂生成物が蓄積した使用済み塩と貴金属
FPを含んだ金属状の廃棄物とが発生する。

について研究している。ガラス固化技術の研究開発の現状を7-1で、人工鉱物固化技術については7-2で述べ使用済み塩は、地下水に容易に溶解して人間の生活環る。

境中に到達する恐れがあるため、そのままでは処分が難

金属状の廃棄物の処理方法については、アルゴンヌ

しい。そこで、使用済み塩を深地層処分に適応する安定

国立研究所（ANL）において行われている「金属廃棄物」

な形態の固化体にする方法として、当研究所では、の研究開発状況を7-3で簡単に紹介する。

７−１

ガラス固化技術

現在、軽水炉使用済燃料の湿式再処理で発生する高レ

重量％程度と言われている ⑴ 。このため当研究所では、ベル廃液は、ホウケイ酸ガラス固化体にして処分するこ

廃棄物発生量の低減をめざし、図7-1-1に示すように、とが計画されている。乾式再処理プロセスおよび高レベ

次の３ステップで塩化物をガラスに転換する方法につい

ル廃液の乾式分離プロセスから発生する使用済み塩も、て研究している⑵。

ガラスに転換できれば同じ方法で処分することが可能と⑴なる。

電気分解の技術を適用することにより塩を塩素ガスと金属状のFPとに分解し、金属状FPは液体鉛金属中に回収する。塩素ガスは、オフガス中から深冷分

7-1-1

塩化物のガラス固化法

離法 ＊１により液化・回収したのち高レベル廃液の塩＊１

ホウケイ酸ガラス固化体への塩素イオン許容濃度は１

陽極＋−

深冷分離法：混合ガスを冷却し、そのガス中の成分を、それぞれの凝縮する温度の違いを利用して分離する方法

陰極
酸素
（空気）

塩素ガス

ガラス原料
酸化物

酸化物

FP
使用済塩

FP
液体鉛金属

液体鉛金属

⑴

電解により塩化物を分解し、核分裂生成物（FP）
を液体
鉛金属中に回収する。

図7-1-1⑵液体鉛金属中のFPを酸素と反応させて酸化物にする。

⑶

ガラス固化体を製造する。

使用済塩のガラス固化の手順

電中研レビュー No.37● 61

化物への転換（第６章で示した塩素化工程）で再利用廃棄物をガラス固化体にした場合のガラス固化体の組成する。

を表7-1-1に示す。この表には比較のため核燃料サイク

液体鉛金属中のFPを空気中の酸素と反応させて酸ル開発機構のガラス固化体の標準化学組成⑶を併記した

化物にする。FPを除去した後の鉛は⑴の工程に戻し、が、乾式分離プロセスの浴塩の成分であるLi、Kの廃棄

繰り返し使用する。

量は多くなく、湿式再処理のガラス固化体の技術が適用⑵⑶

FPの酸化物に、ガラスの原料（二酸化ケイ素、酸化できるものと考えられる。

ホウ素など）を加え、高温にしてガラス化し、ガラス今後の課題としては、固化体にする。このステップは従来の湿式法再処理の⑴

ガラス固化技術がそのまま適用できると考えられる。

高レベル廃液の乾式分離プロセスからガラス固化体製造までの通しの試験

当研究所は、ステップ⑴と⑵に関して、液体鉛金属を⑵

ガラス組成の最適化陰極にした模擬使用済み塩の電解実験ならびに液体鉛金⑶

オフガス処理も含めた工学規模装置の開発

属中の模擬FPの酸化実験を、住友金属鉱山㈱との共同などがあげられる。

研究で行い、電解で液体鉛金属中に金属状態で模擬FPを回収できること、800℃で液体鉛金属中に酸素を吹き

表7-1-1込むことにより鉛を酸化させずに模擬FPだけを酸化物

高レベル廃液の乾式分離プロセスから発生するガラス固化体の組成の推定値（単位：重量％）にできることを確認した。

7-1-2

廃棄物
FP等
Na2O
Li2O
K2O
ガラス原料
SiO2
B2O3
Al2O3
Li2O3
CaO
ZnO

乾式プロセスへの適用

本ガラス固化技術から発生する塩素ガスのリサイクルの観点から、第６章で述べた高レベル廃液の乾式分離プ
ロセス（塩素化工程で塩素ガスを使用）と組み合わせるこ合とで一貫したプロセスとなる。第６章で示した乾式分離

計

高レベル廃液の乾式分離からのガラス固化体TVFガラス固化体の標準化学組成＊1

〜15
3.4
1.2＊2
0.6

15.0
10.0
−
−

未定＊3
未定＊3
未定＊3
未定＊3
未定＊3
未定＊3

46.7
14.3
5.0
3.0＊2
3.0
3.0
100.0

100.0

＊1 動燃技報No. 100、pp. 215-233（1996）＊2 核燃料サイクル開発機構のTVFガラス個化体にはガラス原料として 3.0重量％添加されている。
＊3 ガラス原料の添加割合はガラス組成の最適化検討を経て決定される。

プロセスフローシートの「使用済み塩処理」工程が上述の⑴の工程に相当する。
高レベル廃液の乾式分離プロセスから発生する全ての

７−２

人工鉱物固化技術

7-1で述べた使用済塩のガラス固化技術は、湿式法再３次元かご構造中に塩化物を安定に保持していることに処理のガラス固化体の処分に関する研究成果がそのまま着目し、ソーダライト型の人工鉱物にする技術（以下ソ利用できるという利点がある。しかし、塩素ガスなどのーダライト型固化と呼ぶ）の研究開発を進めている。以

化学的に活性な副生成物が発生するため、耐腐食性を考下に当研究所で実施しているソーダライト型固化に関すえた設備にしなければならないという欠点がある。

る技術開発の現状について述べる⑷〜⑹。

そこで、当研究所は、塩素ガスなどが発生しない固化法の研究開発にも着手した。塩素ガスが発生しない固化

7-2-1

ソーダライト型固化体の合成試験法として、アルゴンヌ国立研究所（ANL）では、使用済
塩をゼオライトの中に取り込み、それを低融点のガラス

ソーダライトは、ネフェリンセン長岩などナトリウムで固めたガラス結合セラミックスの研究開発を行っていに富む深成岩中に産出し、その理想化学組成はNa6る。当研究所は、天然鉱物のソーダライト（sodalite）が

（AlO
[
2）
6（SiO2）6]・2NaClで表され、図7-2-1に示すよう

62

にアルミニウムとケイ素が酸素を共有して結合した３次試験片に含まれるソーダライトの量を粉末Ｘ線回折

元のかご構造内にナトリウムイオンと塩素イオンが入っ（XRD）
分析で調べるとともに、浸出試験で試験片の浸出た立方晶系の鉱物である。ソーダライト型固化体は、３率を測定することにより、耐浸出性に優れたソーダライ

次元かご構造内のナトリウムイオンが核分裂生成物のイト型固化体の合成条件の把握を行っている。これまでのオンで置き代わったものである。

合成試験の結果から、ソーダライトの量が多く、かつ耐

ソーダライトの合成法として種々の方法が研究されて浸出性の低下をもたらすネフェリンと呼ばれる鉱物の量いるが、当研究所では、が 少 な い 最 適 な 合 成 条 件（ 加 熱 温 度 と 加 熱 時 間 ）は 、⑴

水を使用しない乾式の合成法であること

850℃で約８時間であるとの見通しを得ている。廃棄物⑵

合成時にガスや水などの二次廃棄物が発生しないこ

固化体の性能評価で最も重要なものの一つである耐浸出と性については、短時間浸出試験の結果の一例を、ガラスの２つを条件に合成法の調査・検討を行い、アルミン酸

固化体および米国ANLで研究開発中のゼオライトの浸出ナトリウム（NaAlO2）、二酸化ケイ酸（SiO2）、および使率データ⑺と比較して図7-2-2に示す。この図から、ソー用済塩の混合物を900℃程度までの高温にして合成する

ダライト型固化体はゼオライトや湿式法再処理のガラス方法を選定した⑷。下記に合成反応の化学式を示す。

固化体と同等以上の耐浸出性を持つという見通しを得た。

6NaAlO2 + 6SiO2+ 2 MCln

7-2-2

ソーダライト型固化体開発の今後の課題→Na6 [(AlO2)6 (SiO2)6 ]・2 MCln

ここで、MClnは使用済塩を表す。現在、所内研究としソーダライト型固化体開発の今後の課題としては、ネて実施している、模擬使用済塩を用いたソーダライト型

フェリンなどの不純物がほとんどなく、耐浸出性に優れ固化体試験片の合成試験の手順は、３種類の原料（アルミた固化体の合成条件の見極めがある。耐浸出性について

ン酸ナトリウム、二酸化ケイ酸、および模擬使用済塩）をは、長期浸出試験による浸出メカニズムの同定と長期浸メノウ乳鉢で十分に粉砕、混合し、約300MPaの力をかけ出率の取得がある。また、ガラス固化体（直径約0.4m、てペレット状にした後、電気炉で900℃程度までの高温に

長さ約1.3m）並みの大きな固化体の製造技術の開発も必してソーダライト化させる単純で簡単なものである。

要である。

加熱温度、加熱時間などをいろいろと変えて作製した浸出速度（g/m2/d）

0.3

0.2

0.1
ホウケイ酸ガラス
ゼオライト
0.0
K

図7-2-1 ソーダライトの３次元かご構造

図7-2-2

ソーダーライト
Sr

Si

固化体の浸出速度の比較

電中研レビュー No.37● 63

７−３

金属廃棄物の固化技術

乾式再処理プロセスの電解槽の陽極溶解バスケット中に被覆管ハル、燃料成分のジルコニウム、および貴（金属としてより安定）な金属FP（ルテニウム、パラジウム、
テクネチウムなど）が不溶解物として残る。
ANLでは、これらを溶解炉で溶かし、鋳型に流し込んで固め、金属廃棄物固化体にして処理・処分すること

軽水炉燃料の再処理ではジルカロイ被覆管ハルから供給される。
ANLではこれまでに数10g規模〜数kg規模の溶解炉を用いた試験片の作製、作製した試験片の金属学的研究、腐食試験、強度試験などを実施している⑻⑼。
金属廃棄物の固化体開発に関する今後の課題として、を考えている。金属廃棄物固化体の組成はステンレス鋼

処分概念の検討があげられる。金属廃棄物固化体の特徴とジルコニウムの合金に貴な金属FPを最大で４%入れの一つとして、放射能強度が50年程度で３桁程度低下すたものが検討されている。ステンレス鋼は被覆管ハルやることがあげられており⑻、金属廃棄物固化体の処分方

使用済みの集合体部材などから供給し、ジルコニウムは策として、例えば、一時貯蔵してから処分する方法など

FBR金属燃料の再処理では燃料成分の不溶解物から、が考えられる。

64

第

章

8

金属燃料乾式再処理
施設の経済性評価

第８章

金属燃料乾式再処理施設の経済性評価 ● 目
狛江研究所

８−１

施設の概念設計

８−２

施設の概念設計結果

８−３

経済性評価結果

研究参事

常磐井守泰

……………………………………………………………………………………………………………67………………………………………………………………………………………………………68……………………………………………………………………………………………………………69

常磐井守泰

66

上席研究員

次

26ページに掲載

第８章

金属燃料乾式再処理施設の経済性評価

FBRの再処理プラントでは、FBRの導入初期、平衡やすいバッチシステムによる構成が合理的である。このサイクルに至る中間的な過程、および大量処理が必要なような考えをふまえて、リサイクルシステムの最小単位

平衡サイクル・実用化時期に到るステップまで考えると、について評価し､規模を増大させる場合には単位処理ラ

従来考えられてきた大型施設のみではなく、必要に応じインを増設するという考え方で施設の経済性を評価した。

て処理能力を順次増強でき、技術の進歩を適時取り入れ

８−１

施設の概念設計

経済性を評価するために施設の概念設計を行った。再処理と燃料製造を行うリサイクル施設、および廃棄物を8-1-1

プロセスフロー

固化処理する施設、ならびに酸化ウラン、酸化プルトニ
ウム混合物を金属に還元する燃料転換施設の概念設計を行った。表8-1-1に施設の構成を示す。

施設設計を行うにあたり、第４章の図4-5-1に示した
プロセスフローとマスバランスをもとにした。

乾式リサイクル施設の年間の処理量は20トンで、標準的な均質２領域の大型FBR（約100万kWe）のリサイクル

8-1-2

施設設計

を賄える。また、当研究所が中型炉用に設計した径方向非均質炉であれば、燃料の炉内滞在時間が大幅に延びる

金属燃料乾式再処理施設は、再処理と燃料製造を行ので、210万kW（30万kWe７基）を賄うことが出来る。

なうリサイクル施設（アルゴンセル）、リサイクル施設

本評価では、当研究所設計の中型炉をレファレンスとしから排出された廃棄物を安定な固化体に製造する廃棄て経済性を評価した。

物処理施設（空気セル）、および初装荷燃料を製造する転換施設（アルゴングローブボックス、原料は軽水炉燃料の湿式再処理施設で精製されるプルトニウムとウラ表8-1-1
施設の名称

目

金属燃料サイクル施設の構成

的

備

考

1.リサイクル施設

使用済みの燃料集合体を受け取り、必要な除染処理を行ない、新燃料を製造して集合体にまで組み上げて炉側に排出する。また、工程で発生した廃棄物を排出する。

・再処理工程、燃料製造工程、分析工程で構成
・アルゴンセルで燃料を処理
・計量管理のための分析ポイントは、射出成型工程

2.廃棄物処理施設

リサイクル施設から排出された廃棄物を受け取り、処分に適合する固化体を製造する。

・電解槽からの廃塩処理
・電解槽からの貴金属FPの固化・全工程からの廃棄物（廃坩堝、その他廃棄物）
・空気雰囲気のセル

3.燃料転換施設

軽水炉湿式再処理工場のプルトニウム製品を原料とし、金属に還元する。還元物質にウラン、ジルコニウムを適量添加し、射出成型装置で初装荷燃料を製造する。

還元処理は 6 トン／年で、 5 ヵ年間で 1 炉心分のドライ
バー燃料を製造する（ブランケットは別の施設で製造すると仮定）（射出成型装置はリサイクル施設に設置した装置を使用する）

電中研レビュー No.37● 67

ンの混合物）で構成される。廃棄物処理施設については、あるいは設計･製作段階にある機器を採用した。また、

空気雰囲気セルで行なう方がコストメリットがあると考工学規模の装置の設計例がない場合には、アルゴンヌ国

え、独立の建屋とした。

立研究所（ANL）あるいは当研究所で小規模な装置が順システムはバッチプロセスであり、物質の流れに沿っ調に稼動していることを条件に、それをスケールアップて機器が直線的に配置され、機器間の物質の移動は床走して適用することとした。従って、採用した各機器は、

行ロボットが行う。天井走行クレーンに比べて床走行ロ

それぞれ技術的に成立することが既に実験によって確認

ボットとすることで、セルの天井高さを低減できる。扱されており、かなり確度の高い根拠データに基づく運転

われる物質は固体状であり、各機器で処理した製品は温条件を想定できた。

度が十分下がって塩などが固化してから取り出す。製品

一方、乾式リサイクルシステムの製品は固体状であるは所定の容器に入れて搬送し、物質を受け渡しするステので、それらをどのようにハンドリングするのかがシスーションで機械によって各装置に装荷される。

テム設計上極めて重要な検討事項となる。ここでは、2000年時点で原子力産業界で実用化されていると想定さ

8-1-3

適用する機器れる技術を適用して、積極的に自動化を図った場合の「商用施設」を考えている。

適用する技術の設定においては、工学規模装置が稼働

８−２

8-2-1

リサイクル施設

施設の概念設計結果
8-2-2

廃棄物処理施設

リサイクル施設の基本仕様を表8-2-1に示す。リサイ

廃棄物処理施設の基本仕様を表8-2-2に示す。廃棄物

クル施設では、使用済み燃料の再処理と使用済み塩からの種類は、電解精製槽から排出される廃塩、せん断燃料の超ウラン元素の抽出、および燃料の製造を同一のアル片の一部である被覆管ハルと塩に溶解しない貴金属FP

ゴンガス雰囲気のセルで遠隔操作で行う。再処理には電（ロジウム、ルテニウム、パラジウムの他、モリブデン、

解精製、燃料製造には射出成型法を適用している。超ウニオブなど）、および高温の装置から排出される坩堝やラン元素を抽出した後の使用済み塩は､廃棄物処理施設

モールドなどである。

に排出される。

本設計時点では、廃棄物処理の方法は確定しておらず、主要な機器は、燃料せん断装置、電解精製槽と超ウラ

当時のANLの方針を踏襲して廃塩の固化にセメント固ン元素抽出器、カソードプロセッサー、射出成型機、燃化法を暫定的に適用した。その結果、建屋寸法は、46料ピン処理機､ボンドナトリウム充填機、端栓溶接機、

Ｌ×46Ｗ×28Ｈ（ｍ）であり、建屋体積は約38､000（ｍ3）などである。封入された燃料ピンは､隣接の空気雰囲気である。なお、本設計が完了した後で、セメント固化法のセルに送られて検査される。検査済み燃料ピンは、集では水素の発生問題の解決が困難と判断され、新規にゼ合体に組み立てられ、炉に供給される。これらの運転操

オライト（最終的な固化体はガラス結合型ソーダライト）

作は遠隔で行われる。

を用いる方法がANLで開発され、それを参考に当研究施設の建屋寸法は72Ｌ×48Ｗ×23Ｈ（ｍ）、建屋体積は
約43,000（ｍ3）となった。また、アルゴンセルの体積は約
3（1,400ｍ ）となった。

68

所では、塩廃棄物をソーダライトに直接固化する方法を研究している。

表8-2-1

金属燃料リサイクル施設の基本仕様

主要目

仕様

表8-2-2

備考

年間処理量

20トン

使用済み燃料中の重金属

年間稼働日数200日

湿式プラントに揃えた項

ブランケット燃料

プラトニウム富 22.4wt%
化度

ドライバ燃料

燃料製造法

射出成形法

100本/バッチ

燃料端栓溶接電気抵抗溶接法

電気抵抗溶接

燃料せん断法バンドルせん断

一部ピンを化学分析用に抽出後にせん断処理

FPの除染

電解精製法

固体陰極、液体カドミウ
ム陰極を使い分けるデュアルカソード方式

蒸留精製法

蒸留によるカソードプロ 塩、カドミウムを蒸発さ
セッサー
せ、ウラン、プルトニウ
ムはインゴットで回収

アルゴンセル

裸の状態の燃料を扱う工 金属燃料は活性金属であ程はすべてアルゴンガス り、酸化されるためセル中に設置空気セル

燃料の端栓終了後は空気 集合体の解体、新燃料のセル中で扱う検査、新燃料集合体組み
立てと検査

様

圧縮梱包
高圧ボンベ封入
セメント固化法
銅中分散固化法（HIP）（酸洗浄によりTRU除去後）
空気セル

軽水炉使用済み燃料から湿式再処理施設で精製されたプルトニウム製品（酸化物）を受け取り、金属燃料用の合金を製造する。酸化物を金属に還元する方法として、現在は５章で示したリチウム還元法の研究開発を進めているが、本評価はリチウム還元法の検討開始以前に実施したために、当研究所が神戸製鋼と共同で開発したフッ化物電解還元法を用いることとした。その結果、建屋寸法は35Ｌ×29W×10Ｈ（m）、その体積は約900（ｍ3）となった。

表8-2-3

転換施設の基本仕様

1992年度
項目

重金属生産量
稼働日数
原料

8-2-3

仕

セル形態

初装荷燃料の金 湿式再処理工場のウランとプルトニウムの混合酸
属燃料の製造化物を還元して金属合金を得、射出成型装置にて金属燃料に成型加工する。
実施年度

目

ラッパ管部
FPガス
溶融塩の安定化法
ハル・セラミックス等（平均） ドライバ燃料
取り出し燃焼度 10.5万MWd/トン
3.8万MWd/トン

廃棄物処理施設の基本仕様

転換施設

還元法
セル形態

仕

様

6トン／年
200日
PUREX再処理済混合酸化物（炉心）U酸化物（ブランケット）
フッ化物溶融塩電解法
Ar雰囲気グローブボックス

転換施設の基本仕様を表8-2-3に示す。転換施設では、

８−３

経済性評価結果

各施設について、概念設計に基づく積み上げで建設費を億円となった。プロセス設備費用は約60億円強で、全体算出した。また、運転費､部材費、消耗品費、人件費、廃の約1/4である。運転費の内訳を表8-3-2に示す。３直４

棄物処分費、およびデコミッショニング費など燃料サイク班で運転するなど、既存の原子力発電所の運転経験など

ルコストの評価に必要なコストを算出した。これらのコスを取り込んで､運転要員数（147人､100万円/人・月と仮トの算定には、類似の施設の単位体積あたりの建設費など、定）を算出し、人件費を算出した。必要な消耗品の数､量

既存施設の情報を活用している。なお、土地代、プロジェを算定し､それらを積み上げて消耗品費が算出された。

クトエンジニアリング・管理費は含めていない。

運転費は40億円強となった。

8-3-1

⑵

施設の建設費

廃棄物処理施設
廃棄物処理施設の建設費は約150億円となった。建屋⑴

リサイクル施設
表8-3-1に建設費の内訳を示す。施設の建設費は約260

コストは全体の1/4以下であるが、プロセス付帯設備が1/2強となり、その中でも中央制御設備費がプロセス・

電中研レビュー No.37● 69表8-3-1
項

再処理・成型加工施設の建設費内訳
目

コスト
（億円）

1.建屋・建屋付帯設備① 建屋② 建屋換気設備③ 建屋電気設備④ 建屋給水設備⑤ 建屋防火設備⑥ 放射線管理設備
小計

27
8.7
10.1
0.9
0.3
7.4
54.4

小計

25
5
2.5
5
7
7.5
2.7
0.9
6.3
61.9

3.プロセス管理・付帯設備① 中央制御設備② ユーティリティ設備③ プロセス冷却系設備④ Arセル純化系設備⑤ 空気セル空調設備⑥ 廃液処理設備⑦ セル内ライニング⑧ セル内ハッチ⑨ 分析設備⑩ 保守設備⑪ キャスク取扱設備⑫ 資材貯蔵設備
小計

10
10
21.9
11.2
7.5
7.8
5
5
5
5.9
9.2
0.2
98.7

2.プロセス設備① 集合体解体設備② 電解精製設備③ 塩分離設備④ Cd蒸留設備⑤ 射出成型設備⑥ 集合体組立設備⑦ 塩再生設備⑧ Cd再生設備⑨ ロボット設備

備

表8-3-2

考項

目

再処理・成型加工施設の運転費
費

用

人件費（運転員） 17.6 億円/年
交換機器費
8.6
動力費
消耗品費

1.5
13.4
合

計

備

考

3直 5班 147名、100万円／人月
建物コストの1％、プロセス設備コストの5％84×105 kWh、17.5円／kWh41.1ト製造）と、金属燃料サイクルとを施設の建設費、サイ
クル費で比較した例がいくつか報告されている。それらを図8-3-1に示す。建設費では両者の比は3.3〜5.2の範囲で異なっているが、金属燃料サイクルの方がMOX燃料
サイクルよりも安いことは共通している。一方、サイク
暫定値
暫定値

ル費では金属燃料サイクルの方がMOX燃料サイクルよりも安いが、建設費程の差はない。

8-3-4

ま

と

め

暫定値、計量管理含む

本施設設計は1992年に行ったものである。金属燃料サイクルが技術開発途上であり、この評価以降にも多くの技術の進歩や大型装置による実証があり、これらの成果

4.エンジニアリング費① 設計費② 工事管理費
小計

21.5
21.5
43.0

合計

258.0

上記 1 〜 3 の10％
上記 1 〜 3 の10％をもとにコスト評価を見直していく必要がある。一方、
当研究所以外の組織でも、金属燃料サイクルの経済性評
価も行われており、湿式再処理との比較でいえば、程度の差はあるものの金属燃料サイクルの方がMOX燃料サ

付帯設備の約60％強を占めている。

イクルよりも燃料サイクル費が安いと言う結果が得られ
ている。

⑶

転換施設
転換施設の建設費は約110億円となった。

8-3-2

燃料サイクル費の評価

実用化時期を想定した時の発電プラント（30万kＷe、
稼働率80％）では、使用済み燃料の取り出し量は5.71トン重金属/20ヶ月で、年間当たり2.86トン重金属である。
この際、燃料サイクル費は1.32円/kWeとなった。燃料
サイクル費に占めるリサイクル費は72％、廃棄物処理費は19％、廃棄物処分費は9％である。

8-3-3

酸化物燃料サイクルとの比較

在来のMOX燃料サイクル（高除染湿式再処理とペレッ70

4

処理量：20トン／年（ロックウェルインター
ナショナル社評価）（3.5）

処理量：20トンHM／年（ANL評価）（5.2） （ロックウェルインター
ナショナル社評価）
（4.4）

5

4

（電中研評価）
（3.3）

3

2

1

（1.0）

（1.0）

燃料サイクルコスト比（金属燃料＝1）

建設コスト比（金属燃料＝1）

6

資本費
以外

3
（ANL評価）（2.5）（電中研評価）
資本費
以外

（1.9）

2

資本費
資本費
以外

1
資本費
資本費
以外

（1.0）

資本費

資本費
以外

資本費
以外

資本費
資本費

0

金属燃料⑴MOX燃料⑵金属燃料⑴MOX燃料⑵ 金属燃料⑴MOX燃料⑵注1）FBR金属燃料乾式再処理・成型加工
2）FBR MOX燃料湿式再処理・燃料加工

図8-3-10

資本費

金属燃料⑴MOX燃料⑵ 金属燃料⑴MOX燃料⑵ 金属燃料⑴MOX燃料⑵注1）FBR金属燃料乾式再処理・成型加工
2）FBR MOX燃料湿式再処理・燃料製造

金属燃料とMOX燃料の（左）再処理・成型加工建設費と（右）サイクル費の比較

電中研レビュー No.37● 71

第

章

9

乾式リサイクルプロセスの
核拡散抵抗性の評価

第９章

乾式リサイクルプロセスの核拡散抵抗性の評価 ● 目
狛江研究所

９−１

アメリカの核拡散抵抗性の評価

９−２

国内の金属燃料リサイクル施設の保障措置

常磐井守泰

74

上席研究員

研究参事

次

常磐井守泰

…………………………………………………………………………………………75

26ページに掲載……………………………………………………………………………77

第９章

乾式リサイクルプロセスの
核拡散抵抗性の評価

FBRとそのリサイクルシステムでは、大量のプルトニウムを扱う。FBRシステムの実用化には、経済性の高い方法などは重要な検討項目である。本章では、⑴

米国エネルギー省（DOE）
が、乾式再処理技術が原子FBRとともに、核拡散抵抗性の高いリサイクルプロセス

力機微技術ではないと評価した技術的な根拠等に関すが求められる。

る調査結果

核物質の国際的な保障措置において、核物質の計量と⑵

将来、国内に金属燃料リサイクルシステムを建設・査察方法は施設のシステム設計に、査察の頻度は施設の運転する場合の保障措置に関する検討の概要（国内の稼働率に大きな影響を及ぼす。これらはリサイクルの経保障措置の実務経験が豊富な㈶核物質管理センターと済性に大きな影響を及ぼすため、新しいリサイクル概念の共同研究）の評価において、核拡散抵抗性の程度や保障措置の適用について述べる。

９−１

アメリカの核拡散抵抗性の評価

アメリカにおいては、政府レベルでIFR乾式再処理プ

使用済みの軽水炉燃料とIFR燃料中のアクチニド組成、ロセスの核拡散抵抗性に関する評価が複数回行われてお発熱量、中性子放出速度は表9-1-1に示すとおりである。

り、いずれも抵抗性が極めて高いと結論されている。こ単位重金属あたり、使用済みIFR燃料は、使用済みの軽れらの評価結果のレポートは公開されていないが、その水炉燃料よりも発熱量で５倍、自発中性子放出速度で⑴

結論を引用している公開文献が存在し 、ここから、政３倍大きい。この値は兵器級プルトニウムの自発中性

府レベルでのIFRの核拡散抵抗性の評価結果を知ること

子放出速度の約１万倍に相当する。

ができる。本章では上記文献の記述に沿って述べる。

IFR再処理（溶融塩電解再処理、射出成型を想定）、軽
水炉湿式再処理により回収されるアクチニドの組成は表9-1-1

IFR燃料サイクルの保障措置

9-1-2に示すとおりであり、崩壊熱と自発中性子放出速度
はIFRのアクチニド製品の方が大きい。さらに、同IFR製

核不拡散を担保するための障壁が高いほど核拡散の抵品ではランタニドFPが含まれるので、ガンマ線が強く人抗性が強くなる。障壁には制度的なもの、技術的なものの接近を困難にするに十分な自己防護性が備わっている。

の両方があり、これらは相互補完関係にある。制度的な自己防護性の判断基準としては、ガンマ線強度が１m

障壁には、国際的な核不拡散条約、保障措置としては物以上離れて1Sv/hと言う条件があるが、図9-1-1から、的防護と計量、およびIAEAによる現地での査察が含まれIFR再処理、燃料製造（射出成型）のどの工程も自己防護る。技術的な障壁としては、核物質の不正な利用を検知

性条件に合致することが判る。

する感度が高いこと、核物質そのものの魅力度が小さい
こと、などが挙げられる。技術的な障壁に関し、IFRで再処理した物質の特徴を在来の湿式再処理（高除染のピュー

9-1-2

乾式再処理プロセスの保障措置上の課題

レックス法を想定）で得られるプルトニウム、および使用済み軽水炉燃料と比較すると以下のように評価される。

核不拡散の目的を達成するために特別に設計された

電中研レビュー No.37● 75

表9-1-1

使用済み燃料の組成、崩壊熱、中性子発生速度
Spent Fuel at Discharge*（Normalized to 1 kg HM basis）

Relative Isotopic Mass
（g/kg HM）

Decay Heat
（W/kg HM）

Spontaneous Neutrons（neutrons/s/kg HM）

Nuclide

LWR

IFR

LWR

IFR

LWR

IFR

Np-237
Pu-236
Pu-238
Pu-239Pu-240Pu-241
Pu-242
Am-241
Am-242m
Am-243
Cm-242
Cm-243
Cm-244
Cm-245
Cm-246
U-234
U-235
U-236
U-237
U-238

6.61e−01
2.98e−06
1.12e−01
6.21e＋00
2.48e＋00
1.94e＋00
4.85e−01
4.25e−02
1.41e−03
3.10e−01
1.62e−02
1.06e−03
7.80e−02
6.36e−03
7.93e−04
2.91e−03
8.31e＋00
4.03e＋00
4.38e−08
9.75e＋02

1.38e＋00
1.37e−05
1.40e＋00
1.67e＋02
4.47e＋01
4.77e＋00
1.90e＋00
1.55e＋00
1.14e−01
3.89e−01
7.96e−02
4.32e−03
1.78e−01
3.65e−02
1.06e−02
3.17e−02
9.33e−01
1.71e−01
2.33e−07
7.75e＋02

1.37e−05
5.52e−05
6.29e−02
1.18e−02
1.70e−02
8.21e−03
5.58e−05
4.88e−03
3.91e−06
2.18e−03
1.97e＋00
1.79e−03
2.21e−01
3.53e−05
8.02e−06
4.14e−05
3.95e−05
5.54e−04
1.89e−04
6.58e−04

2.84e−05
2.53e−04
7.85e−01
3.18e−01
3.06e−01
2.01e−02
2.18e−04
1.78e−01
3.15e−04
2.73e−03
9.71e＋00
7.29e−03
5.06e−01
2.02e−04
1.06e−04
1.96e−05
1.93e−07
1.02e−06
4.38e−05
2.27e−05

6.91e−05
1.01e−11
2.90e＋02
1.36e−012.25e＋03
9.57e−02
8.32e＋02
5.05e−02
1.89e−01
1.22 ＋00
3.39e＋−5
1.29 ＋02
8.43e＋05
2.46e−01
7.49e＋03
1.32e−03
1.99e−01
1.77e＋00
5.79e−12
1.21e＋02

1.44e−04
4.63e−11
3.62e＋03
3.65e＋00
4.06e＋04
2.36e−01
3.27e＋03
1.84e＋00
1.54e＋01
1.53e＋00
1.72e＋06
5.27e＋00
1.92e＋06
1.41e＋00
9.98e＋04
6.24e−04
9.68e−04
3.25e−03
1.34e−12
4.18e＋00

Total Pu
Other Ac
Total TRU
Total U
Total HM

11.23
1.12
12.35
987.7
1000.0

219.9
3.74
223.7
776.3
1000.0

0.10
2.20
2.30
1.48e−03
2.30

1.43
10.4
11.8
8.73e−05
11.8

3.38e＋03
1.18e＋06
1.19e＋06
1.23e＋02
1.19e＋06

4.75e＋04
3.64e＋06
3.79e＋06
4.18e＋00
3.79e＋06＊ Taken from Hill（1990）; IFR core is a 1200 MWe fissile self sufficient core with 4 year cycle, 2 year external cycle, 100％ recycle oftransuranics（TRU）and 10％ rare earth recycle at 〜10％ discharge burnup.

表9-1-2

再処理で得られる製品の組成、崩壊熱、中性子発生速度（LWRは軽水炉燃料をPUREXで、IFRは金属燃料を乾式法で、夫々再処理）
Normal Process Products*（PUREX for LWR and PYRO for IFR）
Relative Isotopic Mass
（g/kg HM）

NuclideNp-237
Pu-236
Pu-238
Pu-240Pu-241
Pu-242
Am-241
Am-242m
Am-243
Cm-242
Cm-243
Cm-244
Cm-245
Cm-246
U-234
U-235
U-236
U-237
U-238
Total Pu
Other Ac
Total TRU
Total U
Total HM
＊

76

LWR

2.65e−04
9.98e＋00
2.21e＋02
1.73e＋02
4.32e＋01

1000.01000.0IFR
1.38e＋00
1.37e−05
1.40e＋00
4.47e＋00
4.77e＋00
1.90e＋00
1.55e＋00
1.14e−01
3.89e−01
7.96e−02
4.32e−03
1.78e−01
3.65e−02
1.06e−02
3.17e−02
9.33e−01
1.71e−01
2.33e−07
7.75e＋02
219.9
3.74
223.7
776.3
1000.0Decay Heat
（W/kg HM）
LWR

3.05e−03
6.33e＋00
6.71e−01
6.71e−01
5.04e−03

9.62

9.62

Spontaneous Neutrons（neutrons/s/kg HM）
IFR

8.47e−05
7.07e−04
2.38e＋00
5.91e−02
5.91e−02
6.51e−04
5.50e−01
9.40e−04
8.13e−03
1.89e＋01
2.16e−02
1.49e＋00
6.02e−04
3.19e−04
2.42e−06
2.38e−08
1.26e−07
5.42e−06
2.81e−06
4.30
21.01
25.31
1.08e−05
25.31

PUREX for LWR with 2 y cooling; PYRO for IFR with 100 d cooling and 2 to I ratio for TRU to U.

LWR

5.02e−10
2.64e＋04
7.06e＋00
7.06e＋00
7.40e＋04

3.01e＋05

3.01e＋05

IFR
4.26e−04
1.30e−10
1.10e＋04
6.67e−01
6.67e−01
9.73e＋03
5.70e＋00
4.56e＋01
4.56e＋00
3.26e＋06
1.54e＋01
5.66e＋06
4.21e＋00
2.97e＋05
7.73e−05
1.20e−04
4.02e−04
1.65e−13
5.17e−01
1.42e＋05
9.22e＋06
9.36e＋06
5.17e−01
9.36e＋06

IFR技術で生産される物質は直接核兵器に使えないので今後の重要な技術的課題は、プロセスにおける核物

IFRは機微技術ではない。さらに放射能レベルが高いた

質管理技術を実証することであり、リアルタイムの計

めに物質への接近ができないことは、厳格な保障措置量（NRTA）と核物質の追跡管理のためのコンピュータを単純化する。しかしながらIFR燃料サイクルにおけるコードの開発と検証であり、これらは現在もANLで実

核物質といえども、国際的なIAEA保障措置契約のもと施中である。

で管理されねばならない。

10-1

2-YEAR COOLING

102

101

100

100

10-1

10-1

SPENT FUELASSEMBLY101

GAMMA POWER, W

90 kg
10 kg

102

LWR/PUREX PROCESS
103

0.10 MTSELF-PROTECTINGLIMITREFABRICATEDFUEL ASSEMBLY（NEGLIGIBLE）

PUREX
PRODUCT（NEGLIGIBLE）

102

101

DOSE AT 1 meter, Sv/hr

103

200 gm HM/liter

103

104

HEAVY METAL
0.45 MT

DISSOLVER
TANK

104

DOSE AT 1 meter, Sv/hr

SELF-PROTECTINGLIMITREFABRICATEDFUEL ASSEMBLY

100

104
IFR/PYRO PROCESSCATHODEPRODUCT

101

ELECTROREFINER

102

SPENT FUELASSEMBLYGAMMA POWER, W

103

100-DAY COOLINGHEAVY METAL
80 kg

HEAT LOAD LIMIT−10 kW

35 kg

104

100

10-1

図9-1-1 （左）IFR使用済み燃料と乾式再処理、（右）軽水炉と湿式再処理、の製品からのγ線強度

９−２

国内の金属燃料リサイクル
施設の保障措置

国内で核物質を扱う施設を運転する場合を想定し、そ生を避けるために使用済み燃料を全量溶解しないための保障措置について核物質管理センターと共同して調査に計量槽を設けないが、射出成型工程で全ての核物質した。

の計量を高精度で行うことによって保障措置を担保す

現行のIAEA保障措置の計量や検認方法は、現行ピュるなどを含め、プロセスに特有の新しい計量管理方法

ーレックス法再処理施設や、純度の高いプルトニウムを扱う燃料加工施設を対象として構築された経緯がある。

を示すことがもっとも重要である。
⑵

IAEAの高官、IAEA査察実務経験者、などの経験

国内での実用化には、新たに乾式再処理プロセスの保障を聴取した結果、新しい検認方法、計量管理手法など

措置の計画と関連データを示してIAEAを説得すること、に関してIAEAを説得するためには実績のデータを示

およびアメリカの事前同意（日米原子力協定、1987年）

すことがもっとも効果的であることが分かった。これを得ることが必要である。

らの保障措置関連の技術開発は、プロセス技術開発と⑴

同様にきわめて重要なものであることを認識しておく

プロセス設計し、その中で行なう核物質の管理（計量ポイント、検認方法など）の具体的な方法とその精ことが必要である。

度などのデータを作る。本プロセスでは塩素ガスの発

電中研レビュー No.37● 77

第

章

10

まとめと今後の展開

第10章

まとめと今後の課題 ● 目
原燃サイクル部長

まとめと今後の展開

井上

80

井上

次
正

…………………………………………………………………………………………………………………81

正10ページに掲載

第10章

まとめと今後の展開

第Ⅰ部では当研究所で実施している乾式リサイクル技を単独で使った試験で技術の成立性を確認しており、今術の研究開発状況とその特徴について紹介した。乾式リ後は使用済み燃料のような複雑な系での成立性が鍵とな

サイクル技術が確立できれば、軽水炉燃料サイクルと高る。

速炉燃料サイクルが乾式リサイクル技術という一つの枢

また、高レベル廃液からの超ウラン元素の分離に関し要な技術を中核として一体化できるため、当研究所ではては、小規模な超ウラン元素を用いた試験で、多段抽出

これを革新的な次世代燃料サイクル技術と位置づけ、精により各々の超ウラン元素の99％以上を分離できること

力的に研究の展開を図っている。乾式リサイクル技術は、を実証し、それらの結果をもとに二次廃棄物が最小限に使用済み燃料の再処理では燃焼度や燃料組成にほとんど出来るプロセスの構築を行った。乾式リサイクルプロセ

影響されずに適用できるという利点を有しており、経済スから発生する塩廃棄物に関しては、人工鉱物に固化す性が高く二次廃棄物の発生が少ないという今後の社会にる方法、ガラスに固化する方法を開発しており、廃棄物

適合した技術として期待出来る。

の性状に合わせて適切に選択していく。

これまで当研究所では、金属燃料の再処理や高レベル

今後は各要素技術やプロセスの確立の進捗にあわせ、廃液からの超ウラン元素の分離に関して、米国DOEを

逐次経済性評価を実施し、経済性の観点からのプロセス

はじめとする国内外機関との共同研究や所内研究によりの簡素化を目指す。また、これまでに構築したプロセス

要素技術の成立性を確認すると共に、プロセスフローもを超ウラン元素や実燃料、高レベル廃液を用いて実証し構築してきた。特に、金属燃料の乾式再処理技術に関して行くと共に、各要素技術の工学装置の検討を行う予定ては、米国との共同研究で小規模なウラン試験や超ウラである。さらに、核物質管理を簡便にする方法の開発やン元素試験により技術の実証を終了し、工学規模への適遠隔操作に関する検討も実施する。

用にまで至っていたが、米国の政策変更と共に、共同研

現在、これらの課題を進めるため、ヨーロッパ連合超究は終了を余儀なくされた。現在は当研究所が中核とな

ウラン元素研究所に実燃料まで取り扱いが可能な施設をって、プルトニウムなどを用いた確証試験や工学装置の設置した段階である。また国内でも核燃料サイクル開発

開発を実施している。

機構との共同研究でプルトニウム試験を実施していくと一方、この技術を酸化物燃料に適用するために必要と共に、その成果をもとに工学装置の検討へと発展させてなる酸化物の還元技術に関しては、リチウムによる還元

行く予定である。これらを踏まえ、当面の目標としてはプロセスを有利と考え、当研究所内での研究に加え、英2005年頃までに超ウラン元素を用いた技術実証を終了し

国AEAテクノロジー社と共同で超ウラン元素を使った実用プロセスの提案を行いたいと考えている。

試験を実施している。これまでにウランやプルトニウム

電中研レビュー No.37● 81

第 II 部
金属燃料FBR

第

章

11

金属燃料の特性

第11章

11−１

金属燃料とは

11−２

照射中のふるまい次

原子力システム部

上席研究員

横尾

健

原燃サイクル部

主任研究員

尾形

孝成

………………………………………………………………………………………………………………88…………………………………………………………………………………………………………88

横尾健（1982年入所）
軽水炉の炉心核熱流動解析手法の研究、原子力情報センターの情報システム（NICS）や予防保全支援システム（CSPAR）の開発などを行った後、金属燃料FBRと乾式リサイクルの研究に従事。経済的かつ安全な燃料サイク
ル概念の確立をめざして、主に、燃料・炉心設計と安全評価に関わる解析技術の開発を行
ってきた。

86

金属燃料の特性 ● 目

尾形 孝成（1987年入所）入所以来、高速増殖炉用金属燃料の開発研究に従事。特に、照射挙動解析コードの開発
および燃料要素の健全性評価を担当。金属燃料と被覆管との共存性に関する実験も行うな
ど、金属燃料の特性について、実用性評価の観点から幅広く検討している。

第11章

金属燃料の特性1950年代から60年代にかけて運転が始まった初期の

実用上十分な高燃焼度を達成するに至った⑴。この燃料

FBR（EBR-Ⅰ、EBR-Ⅱ、Enrico-Fermi、DFR）
では金属開発の成功によって、密度が高く熱伝導が良いという利燃料が使用された。しかし、当時の設計では、燃料合金

点を生かして経済性と安全性の向上を図った金属燃料＊１のスウェリングのために被覆管に過大な応力が生じて、＊２

FBRが可能となった。さらに、前章までに述べたコンパで被覆管が破損した。また、融点が比較的クトな乾式再処理プロセスおよび成型加工プロセスを組低いため、炉心の高温化に対する余裕が小さいと考えら

み合わせて、魅力的な金属燃料FBRサイクルを実現できれた。そのため、各国における燃料開発の主流は、軽水る可能性が出てきた⑵。

低い燃焼度

炉で用いられていた酸化物燃料へと移行した。この流れ

電力中央研究所では早くからこの金属燃料FBRに着の中にあっても、米国アルゴンヌ国立研究所
（ANL）
では、

目し、1987年には独自の解析システム（燃料挙動解析コ

実験炉EBR-IIの炉心用燃料として金属燃料の開発を継続

ード、炉心核熱流動設計コードシステム、プラント過渡

し、最適な燃料組成の探索やスミア密度 ＊３の変更など、

解析コード）の開発に着手した。そして、この解析シス

高燃焼度達成のための設計の改良が行なわれた。その結テムを用い、公開文献に発表された燃料物性値や燃料照

果、スミア密度を低減したウラン−プルトニウム−ジル

射データなどを活用して、金属燃料FBRの設計研究を

コニウム三元合金燃料によって、20万MWd/t＊２に近い進めてきた。第11、12、および13章では、この研究の成果にもとづいて、燃料の特色を生かした炉心の高性能化＊１

スウェリング：核分裂によって生成される元素（核分裂生成物）
が燃料体に蓄積することによって燃料体自身が膨らむ現象。ガス状の核分裂生成物の一部は燃料体の内部で気泡を形成するため、
特に燃料体を膨らます効果が大きい（ガススウェリング）。
＊２
燃焼度：核燃料の単位質量あたりに放出されたエネルギーで、燃焼の度合いを表わす。単位としてMWd/tやGWd/tなどが用いられる。燃料物質（ウランやプルトニウム）の始めの量に対する燃
焼した量の割合（燃焼率）と同じ意味で用いることもある。この場
合の単位は、例えば原子数パーセント（at%）が用いられる。
＊３
スミア密度：被覆管の内側を燃料体が占める面積割合。

や受動的安全性の確保の可能性について述べる。第14章
では、軽水炉の使用済燃料に含まれるマイナーアクチニ
ドを金属燃料FBRサイクルに取り込むことによって、軽水炉からの高レベル廃棄物の放射能毒性の低減をはかる方法について紹介し、その技術的課題と解決の見通しについて述べる。

電中研レビュー No.37● 87

11−１

金属燃料とはFBR用の金属燃料ピンの概念を、酸化物燃料ピンと比を必要に応じて積み重ねて使用する。被覆管材には、酸較して図11-1-1に示す。ウランとジルコニウムからなる化物燃料ピンと同様に、オーステナイト系またはフェラ

合金、あるいはこれにプルトニウムを加えた合金を燃料

イト系などのステンレス鋼が用いられる。

体として用いる。通常、燃料中のジルコニウムの割合は、

表11-1-1には、酸化物、金属、および窒化物の３種類

重量割合で10％とされる。この燃料合金を鋳造法によっのFBR用燃料の代表的な特性を示す。金属燃料は密度がて数10cmの棒に成型加工したもの（燃料スラグと呼ぶ）

高く熱伝導が良いが、融点は比較的低い。金属燃料ではスミア密度を約75%とするが、この値は他の燃料に比べて低い。これは、後述するように、燃料−被覆管機械的相互作用による被覆管の破損を防止するために、燃料と

上部端
プレナム
スプリング

被覆管との隙間を比較的大きくするためである。また、
金属燃料はナトリウムとの共存性が良いため、燃料と被ガスプレナム

覆管との隙間にナトリウムを充填して（ボンドナトリウ
ボンド
ナトリウム

上部
プランケットムと呼ぶ）、燃料スラグから冷却材への熱の伝達を促進

燃料ペレットすることができる。

表11-1-1
燃料スラグ

下部
ブランケット酸化物
金 属
窒化物（U、15Pu）02 U-13Pu-10Zr（U、14Pu）N
ガスプレナム
燃料要素外径（mm）
ペレット密度（g/cc、常温）
スミア密度（%TD）
炉心平均重金属密度（g/cc）
炉心高さ（cm）
ボンド材
熱伝導率（W/m/K､定格時）
融点（℃）
照射スエリング
照射クリープ
照射実績

下部端
金属燃料

図11-1-1

代表的な各種高速炉燃料の比較

被覆管

酸化物燃料

金属燃料ピンと酸化物燃料ピンの概念図

11−２

8.5
11.0
87.0
3.7
100.0
He
4.0
2750
中
小
＞100万本

8.5
15.8
75.0
4.7
80.0
Na
26.6
1120
大
大
数千本

8.5
14.3
80.0
4.8
78.0
He､ Na
19.2
2500
小
小
数百本

照射中のふるまい

ウラン−ジルコニウム合金は米国の実験炉EBR-Ⅱの料ピンの仕様や照射条件を様々に変えて行なわれた。こ

炉心燃料として使用され、１万本以上の使用実績がある。

れらの試験条件のうち被覆管温度と線出力は、実用炉でまた、ウラン−プルトニウム−ジルコニウム合金燃料は、期待されるよりやや低い範囲にとどまっているものの、

EBR-Ⅱおよび実験炉FFTFにおいて照射試験が行なわ

20万MWd/tに近い実用上十分な高燃焼度が達成されてれ、その照射本数は合計約600本に至っている。照射試

いる⑶。一連の照射試験によって明らかにされた金属燃験では、被覆管温度、線出力 ＊１、スミア密度など、燃料要素の照射下でのふるまいを次に述べる。

＊１

線出力：燃料要素の単位長さあたりの出力。線出力密度とも呼ぶ。単位としてW/cmやW/mが用いられる。

88

燃焼によって生じる核分裂生成物（FP）のうちガス状のもの（FPガス）
が燃料スラグ内部に蓄積して気泡が形成さ

45

燃焼初期

40

燃料

各成分の合計

被覆管

（断面）

燃焼が進行

スウェリング量（ΔV/V、％）

35
断面
↓詳細

↓詳細
ガス気泡
（連結）

割れ

30
25
20

開気泡分

15
閉気泡分

10

固体FP分

5

ガス気泡
0

図11-2-1

2

4

6

8

10

燃焼度（at%）

金属燃料内のFPガス気泡の発達（概念図）
図11-2-2れる。このために燃料スラグの体積増加、すなわちスウ

0

ALFUSコードによるEBR-Ⅱ照射燃料の解析結果（燃料合金のスウェリング量の内訳）

ェリングが生じる。燃料スラグ中の気泡の割合が増加す
ると、それらが互いに合体・連結するようになり、燃料可能であり、被覆管の破損に対する余裕を定量的に予測

スラグの内部から外部へ通じた「トンネル」が形成されすることができる。高燃焼度までの被覆管の健全性を確る（図11-2-1）。FPガスはこのトンネルを通じて燃料スラ保するためには、スミア密度を適切な値としたうえで、グの外部へ排出されるようになり、FPガスが燃料スラ

ガスプレナム部に蓄積するFPガスによる内圧の増加に対

グ内部に蓄積する速度が減少する。その結果、スウェリ

して被覆管のクリープ寿命が十分となるように、被覆管ングの速度が減り、燃料スラグと被覆管との間の機械的肉厚およびプレナム容積を設定すればよい。なお、図11-

＊２
な相互作用
（燃料−被覆管機械的相互作用）が緩和され2-2に示したように、高燃焼度では固体状の核分裂生成物

る。したがって、照射初期の燃料スラグのスウェリング（固体FP）の蓄積によるスウェリングが大きくなり、燃に起因した燃料−被覆管機械的相互作用による被覆管の料−被覆管機械的相互作用の大きさが増加する。このよ

破損を防止するためには、「トンネル」が形成されるたうな固体FPの効果もALFUSで評価できる。

めに必要なFPガス気泡の発達を許容する、つまりある

燃料スラグ内部で核分裂によって発生した熱は、被覆程度のスウェリングを許容することが重要である。その管の外側を流れる冷却材によって除去される。そのため、ためには、被覆管の内部にスウェリングのための空間を

燃料スラグの中心部と外側との間に温度差が生じる。こ確保すればよい。その空間の大きさは、照射試験結果かの温度差によって「熱拡散」と呼ばれる現象が生じ、燃ら被覆管内側面積の20〜25%（スミア密度80〜75%に対料成分であるジルコニウムやウランが移動する。その結応）とされているが、目標燃焼度、被覆管材料、使用条果、初期には均一であった燃料スラグの組成が均一でな

件などに応じて最適な値が定まるであろう。

くなる。金属燃料ピンの照射中の健全性を評価する場合、⑷当所で開発した金属燃料挙動解析コードALFUS を用

この燃料成分の分布を正しく予測して、組成の変化に対いれば、図11-2-2に示すような詳細なスウェリング量の応した適切な熱伝導率や融点などの物性値を用いる必要

評価と、これにもとづく燃料ピンの応力−ひずみ解析ががある。さらに、気泡による熱伝導率の劣化、固体FPが物性値に与える影響、などの評価も重要である。

＊２

燃料−被覆管機械的相互作用：例えば、燃料体が被覆管と接触していて、しかも燃料体の外径の増加速度が被覆管のそれより速い場合、被覆管は燃料体から力（応力）を受け、その反作用で燃料体は被覆管から圧縮力を受ける。このような燃料体と被覆管との間で生じる機械的な作用を、燃料−被覆管機械的相互作用と呼ぶ。
FCMI（Fuel-Cladding Mechanical Interaction）と略称されることもある。燃料体の外径増加の要因のひとつがスウェリングである。

ウラン、プルトニウム、および被覆管の主要成分である鉄との合金は、組成によっては比較的低い温度（700〜
650℃）に融点がある。燃料と被覆管との接触部に形成される反応層に溶融した部分（液相）が生じると、それによって被覆管が侵食される。このため、反応層の各部分の電中研レビュー No.37● 89

組成を把握して、最も融点が低い部分でも液相とならなとの反応実験⑸など実施して基礎的なデータを取得する

い温度を燃料ピンの使用上限とする必要がある。当研究とともに、熱力学的な解析による反応生成物の予測など

所では、液相が形成される条件を評価する方法を開発すを進めている。

るため、ウラン−プルトニウム−ジルコニウム合金と鉄

90

第

章

12

金属燃料炉心の特性

第12章

金属燃料炉心の特性 ● 目次

原子力システム部

上席研究員

横尾

健

原燃サイクル部

主任研究員

尾形

孝成

12−１

燃焼特性

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

12−２

炉心の反応度特性

12−３

被覆管最高温度と炉心出口温度12−４

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

12−５

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

横尾
健
尾形 孝成

92

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

86ページに掲載
86ページに掲載

12−１

燃

焼

特

性

良好な熱伝導を活用するための炉心設計方針のひとつ

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

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

500W/cmとした場合の燃焼度と燃焼反応度の評価結果

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

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

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

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

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

10（〜120GWd/t）

0

150

500

600
出力規模（MWe)⇒燃焼反応度低減（〜86GWd/t）

金属燃料炉心の仕様と平衡サイクル特性の例
目

1000

小型炉心（300MWe） 大型炉心（1000MWe）
1.0

1.5

1.0

炉心配置（バッチ数）

均質⑶ 径非均質⑶ 均質⑶Pu富化度（w/o､ 内側/外側）

1.0
均質⑶

15.7/21.3 12.4/17.4

17.0/23.6

25.7

燃料要素外径（mm）

7.4

7.4

7.1

7.9

集合体ピッチ（cm）

15.8

16.0

15.6

16.7

炉心外接円径×高さ（cm）

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

図12-1-1

表12-1-1
項（〜52GWd/t）

0 （〜87GWd/t）（〜90GWd/t）

が、これは、金属燃料中には、中性子を減速する効果の運転サイクル期間（年）

系

、太
％
45
Vf＝

燃焼反応度（＄）⇒コンパクト化

180×100 217×120 303×100 325×100
492

最大線出力（W/cm）

476

329

502

燃焼反応度（＄）

10.2

〜0.1

9.8

2.1

制御棒必要反応度（＄）

〜14

〜3

〜14

〜5

取出平均燃焼度（GWd/t）

95

105

116

85

高速フルエンス（×1023 n/cm2）

4.02

3.28

4.94

3.91

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

＊２

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

電中研レビュー No.37● 93

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

必要であり、均質炉心では十分な燃焼度が得られなくな

一方、高い転換性能をより積極的に活用する炉心設計

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

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

入される反応度が小さくなって、事故の重大性が緩和さ

非均質炉心の値も示している。

れることになる。しかし、一般に燃焼反応度の低減を目

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

く設定することが容易ではなく、これらの両立をはかる

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

事故の重大性を緩和することが可能である⑵。

は1.0に近い値となる。一方、小型炉においては、燃焼

12−２

炉心の反応度特性

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

1000MWe炉心における主な反応度特性を、1000MWe酸

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

ら冷却材への熱の伝達が良好であることによる。このよ

炉心の第一の特徴的な点は、酸化物燃料炉心と比べて炉

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

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

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

94

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

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

300MWe金属燃料炉心
均

反応度係数

質

1000MWe均質炉心

非均質

金属燃料

酸化物燃料

遅発中性子実効割合（10-3）

3.75

3.89

3.78

3.9

燃焼補償反応度（＄）

10.2

−0.05

2.1

7.3

温度補償反応度（低温→高温、＄）

0.48

0.45

0.49

0.6

出力補償反応度（高温→定格、＄）

0.41

0.26

0.31

2.1

−0.11

−0.06

−0.08

−0.09

燃料温度係数（￠/℃）
冷却材温度係数（￠/℃）

0.16

0.17

0.21

0.19

炉心径膨張係数（￠/℃）

−0.16

−0.15

−0.19

−0.20

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

−4.04

−4.64

−4.60

−7.84

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

化

1000

物

温度（℃）

冷却材沸点

被
覆
管

窒化物

金属
500

冷却材

スラグ表面→

0.0

1.0

2.0

3.0

半径方向位置（mm）

図12-2-1↑Na 4.0ポンド

5.0

各種燃料炉心の燃料要素内径方向温度分布（1600MWt炉心）

きいが、出力変化に伴う燃料温度の変化が比較的小さい

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

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

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

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

燃料物質に対する依存性が小さい。

ラッパ管

Reactivity（＄）

8.0

燃料要素

ワイヤ

6.0
4.0
2.0
0.0

0

300

600

900

1200

1500

Core Output（MWe）

図12-2-2

高速炉の燃料集合体の概念図

図12-2-3

各出力規模の金属燃料炉心の炉心部ボイド反応度

電中研レビュー No.37● 95

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

能である。

12−３

被覆管最高温度と炉心出口温度

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

節は技術的に困難であるため、一部の集合体には必要以

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

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

図12-3-1に示すように、通常運転時および運転中の異常

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

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

各集合体内の出力分布とその変動を考慮した詳細な熱流

前出の表12-1-1に燃焼特性を示した300MWe径非均質

動評価を行った上で、最も発熱/流量比が高く温度条件

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

設計を熱流力設計と呼ぶ。

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

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

原型炉などにおける実績が反映されて工学的安全係数の

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

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

図12-3-196

過渡時被覆管最高温度 ⇔過渡時燃料健全性確保

定格時被覆管（許容）最高温度 ⇔定常時燃料健全性確保

定格時被覆管公称温度

定格時冷却材炉心出口温度

炉心熱流力設計の考え方

表12-3-1⒜

炉心温度評価結果の例（入口温度＝355℃）

1000MWe２領域均質炉心⒝300MWe径方向非均質炉心被覆管最高温度

実効的

炉心出口

被覆管最高温度

実効的

炉心出口

定格時

過渡時

工安係数

温度

定格時

過渡時

工安係数

温度

620℃

700℃

1.244

498℃

625℃

700℃

1.244

499℃

（工学的安全係数改善を想定）

620℃

700℃

1.150

511℃

625℃

700℃

1.150

510℃

（液相形成問題の解消を想定）

675℃

770℃

1.245

528℃

675℃

770℃

1.245

524℃

12−４

燃料温度の変化と燃料要素の寿命支配因子

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

簡易解析に用いることを目的として、当研究所で開発しには対応しない。

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

射初期の燃料−被覆管機械的相互作用を低く抑える設計

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

＊３

にある

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

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

900

500

500

700

300

被覆菅内面最高温度

600

200

⑴線出力ピーク⑵燃料温度ピーク
燃料最高温度

800
700

400

0

1

2

被覆菅内面最

600

100

500

0

400

3

冷却材最高温度

0

1

2

3

4

100
0

炉内滞在期間（年）1000MWe均質炉心燃料

図12-4-1200

高温度

炉内滞在期間（年）

⒜

300

線出力

冷却材最高温度500

400

線出力（W/cm）

400

燃料最高温度温度（℃）⑵燃料温度ピーク

800

線出力（W/cm）

温度（℃）

線出力

⒝

300MWe非均質炉心ドライバ燃料

金属燃料炉心の最大出力燃料要素各部温度履歴評価例

電中研レビュー No.37● 97

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

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

健全性が保たれるようにする。

12−５

金属燃料FBRサイクル導入時のマスバランス

近年のウラン価格の安定、FBRのプラントコスト低減

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

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

開始され、超ウラン元素の回収・リサイクルが行われる

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

FBRの炉心には当研究所で設計した電気出力1,500MWe

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

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

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

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

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

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

チニド含有率２%のFBRで置き換えることを想定した場

価した結果⑸を紹介する。

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

軽水炉発電によって蓄積した超ウラン元素の量は増加す

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

ある時点から寿命に達した軽水炉を順次FBRで置き換え

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

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

FBR

発電容量

軽水炉
N

ると言える。

0

図12-5-1

X

年

X＋L

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

98

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

再処理・乾式群分離
プルトニウム＋マイナーアクチニド

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

燃焼補償

ブランケット（増殖→新規FBR建設）

FBR
1500MWe、150GWd/t

図12-5-2

軽水炉発電から金属燃料FBRサイクルへの移行時のマスフローモデル

800

超ウラン元素量（t）

超ウラン元素、残存量（t）

800

600
プルトニウム＋マイナーアクチニド
400

200

400

200

（マイナーアクチニドのみ）
0
X＋0

X＋20

0
X＋0

X＋40

FBR導入開始後経過年数⒜

600

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

軽水炉からの超ウラン元素残存量の推移

図12-5-3

X＋20

X＋40

FBR導入開始後経過年数⒝

超ウラン元素消費・生成、廃棄物への移行量の推移

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

電中研レビュー No.37● 99

第

章

13

過渡時の炉心の
応答評価

第13章

過渡期の炉心の応答評価 ● 目次

原子力システム部

上席研究員

横尾

健

原燃サイクル部

主任研究員

尾形

孝成

13−１

設計基準内事象時の応答評価 ……………………………………………………………………………………………10313−２

設計基準外事象時の応答評価 ……………………………………………………………………………………………104

横尾
健
尾形 孝成

102

86ページに掲載
86ページに掲載

13−１

設計基準内事象時の応答評価

これまでに述べたように、金属燃料炉心の設計では、

表13-1-3

金属燃料の特長を活用するとともに、不利な点を補うた
事象分類

めの工夫が求められる。これらは従来からのFBR設計

金属燃料FBRの設計基準内事象の例
代表

事象Ⅱ 制御棒の異常な引抜きの考え方にほぼ沿ったものである。また、原子炉構造、原子炉保護系、１次冷却系に対しても、従来の酸化物燃事象

過出力（TOP）型事象 流量低下（LOF）型事象 集合体事故（局所異常）

事象Ⅲ

制御棒の急速引抜き

事象Ⅳ

S2クラス地震

外部電源喪失統計的燃料要素破損

１次系ポンプ軸固着 局所流路閉塞（非発熱）
全電源喪失

局所燃料要素過熱料FBRで開発されてきた概念を適用することに問題は
1100

しても、従来からの考え方が適用できるであろう。これ1000

は、「設計基準事象＊１と呼ばれる設計の基準とする事象（表13-1-1）を頻度で分類し、各分類に対して燃料ピンの健全性に対する判断基準（表13-1-2）を設定したうえで、温度（℃）

ない。したがって、金属燃料FBRの安全性の検討に対し、現状では金属燃料ピンの破損時および溶融時の挙動

800
700

く必要がある。

被覆
菅120％出力時（図10-6の⑵の時点、3σ値）（液相形成しきい値？）

600
500
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

燃料要素中心からの半径方向距離（mm）については未解明の部分が多い。今後、これらを解明して、燃料ピンの健全性に対する判断基準を具体化してゆ120％出力時（図10-6の⑴の時点、3σ値）

900

具体的な事象を評価することによって、これらの基準が満たされることを保証する」という考え方である。ただ（燃料融点）

図13-1-1

1000MWe炉心の最大出力燃料要素の、
120％過出力時における径方向温度分布

原子炉保護系などを従来と同様と想定するならば、代表的な設計基準事象も酸化物燃料FBRのものとほぼ同一例を図13-1-1 ⑴に示す。これは、前出の1000MWe２様になると考えられる。金属燃料FBRに対する設計基

領域均質炉心において、制御棒の異常な引き抜きが生じ

準内事象の例を表13-1-3に示す。具体的な事象の評価のた場合の最大線出力燃料ピンの温度を解析した結果である。制御棒が引き抜かれると、炉心に反応度が加わって

表13-1-1

金属燃料FBRの事象分類の考え方

炉心全体の出力が上昇し、過出力状態となる。この時の過出力値（定格時の出力を100％とした値）は、従来の酸

分類

発生頻度
（炉年-1）

事象Ⅰ

−

事象Ⅱ

〜10-2

内

容

通常運転状態

もんじゅ
の分類
通常運転

単一故障・誤動作、単一誤動作（≧１回/プラント寿命） 異常な過渡変化
事象Ⅲ 10 〜10 多数基のプラントでは発生する可能性あり
事象Ⅳ 10-4〜10-6 発生の可能性は極めて小さいが安全評価の観点から想定 事故-2-4

化物燃料炉心では一般的に115〜117%とされるが、図13-1-1で示した解析では、それより大きめの120%とした。
これは金属燃料炉心では反応度の出力係数が小さい（12-2節参照）ことを踏まえて設定したものである。図131-1から、燃料中心温度は融点以下、また、被覆管内面温表13-1-2

分類

金属燃料FBRの事象分類ごとの燃料判断基準の例
TOP型事象LOF型事象

許容燃料破損数

度も700℃以下（対応する液相侵食量１μｍ以下）であり、破損までに十分に余裕があることがわかる。設計基準内、すなわち原子炉のスクラム ＊２に成功する事象において事象Ⅱ、〜10-2（/炉年） 中心溶融なし CDF≦0.01/事象、0.1/寿命（燃料健全性確保）
事象Ⅲ、 102〜10-4

溶融許容値1＊ CDF≦0.01

数本の破損

事象Ⅳ、 104〜10-6

溶融許容値2＊ CDF≦0.3（冷却形状の維持）＊１

設計基準事象：原子力施設の安全特性や安全設備を設計するとき、事故時においても公衆の健康と安全が確保されることを示すために選ばれる、機器の破損や故障などの事象。

は、燃料の違いに起因する炉心応答の差異は小さく、燃料健全性確保のうえで大きな問題は生じないと言える。

＊２
スクラム：本編では、運転中の原子炉が異常な状態となった場
合に、原子炉停止系などの安全装置によって自動的に原子炉の停止を行うことを指す。

電中研レビュー No.37● 103

13−２

設計基準外事象時の応答評価

金属燃料炉心の大きな特徴のひとつは、炉心損傷事故

1200の起因過程として代表的な事象である「異常な過渡変化
1000
温度（℃）

時にスクラムに失敗する事象（ATWS：Anticipated
Transient without SCRAM）」に対する安全性向上の可能性が高いことである。ATWSに含まれる代表的な事

酸化物燃料炉心800
金属燃料炉心600

象は、制御棒が誤って引き抜かれることによる過出力型（冷却材温度）事象（UTOP：Unprotected Transient Over Power）と、400

ポンプの停止などによる冷却材流量喪失型事象

0

50

100

150

時間（秒）

（ULOF：Unprotected Loss of Flow）である。UTOPに対する有効な方策は、前章で述べたように、制御棒に必

図13-2-1

ULOF時の燃料平均温度の推移（1000MWe炉心）要とされる反応度を低減することによって事象の重大性を緩和することである。一方、ULOFの際に反応度フィ
ードバック

＊３

＊４

冷却材への熱の伝達が良好である（12-2節参照）ために、を実現する

定格運転時の燃料温度が冷却材温度に近く、冷却材温度

上で、金属燃料炉心において有利な点は、⒜運転時の燃の上昇に追随して燃料温度が上昇する。結局、燃料温度

料温度が冷却材の沸点よりかなり低いこと、⒝反応度のが低下してゆく酸化物燃料炉心では正のドップラ反応度

出力係数（12-2節参照）が小さいために出力補償反応度＊５＊６が少なくて済むこと、である。以下、金属燃料炉心の温度が上昇する金属燃料炉心では負のドップラ反応度がULOF時の応答について述べる。

加わって出力の低下が促進される。

のみによる受動的な炉停止が加わるために出力低下が遅れるのに対して、燃料

ULOF時には、冷却材温度の上昇によって正の反応度

図13-2-2および図13-2-3には、それぞれ金属燃料およが加わるが、同時に炉心各部の熱膨張に対応して負の反び酸化物燃料の1500MWe２領域均質炉心のULOF時の応度フィードバックが生じる。後者が前者より大きい場

応答解析結果を示す⑵。ここでは、ポンプ停止後10秒で合には、正味の反応度が負となって炉心の出力は低下す

冷却材の流量が半減し、最終的には自然循環にいたるこる。しかし、出力の低下は流量の低下ほど速やかではなとを想定した。また、負の反応度フィードバック要因といために、冷却材の温度は上昇を続けることになる。まして炉心の径方向膨張によるものを考慮した。その他の

た、ULOF時の燃料温度の変化を、金属燃料炉心と酸化反応度フィードバック項目についても両炉心で同一とし物燃料炉心で比較して示したものが図13-2-1である。酸た。この結果によると、金属燃料炉心では上述の理由で化物燃料炉心では、出力の低下を反映して燃料温度が低正のドップラ反応度 ＊６が入らないために正味の反応度下してゆく。一方、金属燃料炉心では、燃料スラグからが十分に負となって、冷却材が沸騰することなく事象が終息に向かっている。これに対して、酸化物燃料炉心で＊３

反応度フィードバック：ある出力状態の炉心に、冷却材温度の上昇などの変化が生じた場合、それに対応して炉心の反応度（第12章の＊１参照）が変化し、炉心の出力が変化する。このように、炉心内のある変動が、反応度を介して再び炉心の出力に影響することを反応度フィードバックと呼ぶ。負の反応度が炉心に加わる（第12章の＊１参照）
場合には、負の反応度フィードバック、と呼ぶ。
＊４
受動的な炉停止：事故の際などに、制御棒などの工学的な装置にたよることなく、反応度フィードバック（＊３参照）など炉心が本来持っている性質によって、炉心の出力が安全性に問題が生じないレベルにまで下がること。
＊５
出力補償反応度：通常の炉心では、反応度の出力係数（第12章の＊５参照）が負であるため、停止状態から定格出力状態まで炉心の出力を上げた時、反応度が低下する。これを補うために制御棒によって反応度を加える必要がある。この反応度を出力補償反応
度と言う。

104

はより大きな負の径方向膨張反応度が入るが、正のドッ
プラ反応度のために正味合計が小さくなるために、出力の低下速度が十分でなく、冷却材が沸騰する。
金属燃料炉心において、ULOF時に冷却材沸騰にいたることなく受動的に炉停止を達成できる可能性は、小型炉から大型炉まで炉心の出力規模によらず、ほぼ同様にあることもわかっている。

＊６

ドップラ反応度：第12章の＊６参照

3.0

1200

1200

3.0
燃料平均温度

燃料平均温度

2.0

800
600
400

1.0
出力

200

1000
冷却材ピーク温度
800

2.0
冷却材平均温度

600
400

1.0
出力

200
流量

流量
0.0
0

60

120

180

240

0
300

0.0
0

60

120

180
時間（秒）

時間（秒）

⒜

流量・出力・温度の時刻歴

⒜

80.0
冷却材密度

0
300

流量・出力・温度の時刻歴

60.0

40.0

冷却材密度

40.0
被覆管膨張
ダクト膨張

20.0
0.0

反応度（C/）

反応度（C/）

240

80.0

60.0

燃料の伸び

-20.0

-60.0

径方向膨張
0

60

120

被覆管膨張
ダクト膨張

20.0
0.0

燃料の伸び

-20.0

正味合計

-40.0

ドップラー
径方向膨張

正味合計

ドップラー

-40.0

-80.0

温度（℃）

冷却材平均温度

流量・出力（相対値、定格＝1.0）

1000

温度（℃）

流量・出力（相対値、定格＝1.0）

冷却材ピーク温度

180

240

300

-60.0
-80.0
0

60

時間（秒）

⒝

反応度バランスの時刻歴

図13-2-2 1500MWe金属燃料炉心のULOF解析結果（平衡サイクル末期、流量半減時間＝10秒）

⒝

120

180
時間（秒）

240

300

反応度バランスの時刻歴

図13-2-3 1500MWe酸化物燃料炉心のULOF解析結果（平衡サイクル末期、流量半減時間＝10秒）

電中研レビュー No.37● 105

第

章

14

金属燃料FBRによるマイナーアクチニドの短半減期核種への変換

第14章

金属燃料FBRによるマイナーアクチニドの短半減期核種への変換 ● 目

次

原子力システム部

上席研究員

横尾

健

原子力システム部

主任研究員

笹原

昭博

原燃サイクル部

主任研究員

倉田

正輝

14−１

マイナーアクチニドの変換特性 …………………………………………………………………………………………109

14−２

マイナーアクチニド含有金属燃料の特徴と照射試験 …………………………………………………………………113

横尾
健
倉田 正輝

108

86ページに掲載
48ページに掲載

笹原 昭博（1987年入所）
これまで、FBR関係では超ウラン元素の変換解析、リサイクル時の質量バランス解析、
炉心安全性パラメータ解析および超ウラン元
素金属の製造を行ってきた。軽水炉関係では
炉心燃焼解析、核種生成量解析評価、貯蔵時の燃料特性評価を行ってきた。今後は、照射燃料で得た実験データをより詳細に検討して
ゆきたい。

14−１

マイナーアクチニドの変換特性

原子力発電所の使用済燃料中にはマイナーアクチニド

10-1（MA：ネプツニウム（Np）、アメリシウム（Am）、キュリウム（Cm）など）が含まれており、これらのマイナー環境からの隔離が必要なものがある。したがって、軽水炉燃料の再処理の際にマイナーアクチニドも分離回収して、高速炉でリサイクルすることにより燃料サイ

酸化物燃料炉心規格化した中性子束

アクチニドには半減期が数百万年で、長期にわたって

10-2

10-3

クルの中へ閉じ込めることは、長期的な放射能低減および廃棄物処理や処分の負担軽減に有効となる。当研

金属燃料炉心10-4
102

究所ではマイナーアクチニドの燃焼（変換）に有利な硬103

い中性子エネルギー分布をもち、乾式再処理法との整合性も良い金属燃料FBRによるマイナーアクチニドの

図14-1-1

変換特性について、当研究所開発のシステムを用いて

104
105
中性子エネルギー（eV）

106

107

金属燃料炉心と酸化物燃料炉心の中性子
エネルギースペクトルに（内側炉心）

解析を進めてきた。基本となる金属燃料の組成は上述
したU-Pu-10%Zrの３元合金である。また、金属燃料に

内側炉心と外側炉心にマイナーアクチニドを装荷燃料の添加するマイナーアクチニド組成は表14-1-1に示すと５%、10%、15%添加した場合の変換率を図14-1-2に示おりである。

す⒁。図14-1-2には変換率の定義も合わせて示す。マイナ

実証炉を念頭に設計された1000MWe級の酸化物燃料

ーアクチニドは中性子エネルギーの高い領域で変換に寄炉心⒀の燃料を酸化物の他に金属とした場合についても与する核分裂断面積が大きくなっているために、金属燃解析を行った。解析では中性子と燃料・構造材物質との料炉心におけるマイナーアクチニドの変換率は約14%/

反応データを納めたデータベースを使用する。本解析で年、一方、酸化物燃料炉心では12%/年となり、金属燃は日本原子力研究所で作成されたデータベース（JFS-3-

料炉心の方がマイナーアクチニドの変換に有利であるこ

J2）および不足している核反応データについてはブルッとが分かる。

クヘブン国立研究所（アメリカ）で作られた核反応データ

軽水炉からの高レベル放射性廃棄物にはマイナーアク

ベース（ENDF/B-IV）を使用した。また、炉心を径方向

チニドの他に希土類元素（RE：ネオジム、セリウム、と軸方向の２次元でモデル化を行い、中性子のエネルギー（０〜10MeV）を12個のエネルギーに12群で計算を行15.0った。炉心領域は内側炉心と外側炉心の２領域で構成さギー分布を図14-1-1に示す⒁。金属燃料では酸素による
中性子の散乱がないために、高いエネルギーの中性子の割合が酸化物燃料に比べて多い分布となる。この炉心のMA変換率（％/年）

れるが、内側炉心領域の解析による平均の中性子エネル

14.5
14.0
13.5

金属燃料炉心

13.0
12.5
12.0
11.5
11.0

酸化物燃料炉心10.5

表14-1-1

核

種

重量（％）

軽水炉取り出しのマイナーアクチニドの組成（軽水炉取り出し燃料度：40GWd/t）
Np237

Am241

Am243

Cm244

53.6

23.1

17.4

5.93

10.0
5

10
MA装荷率（％）

15（燃焼初期のMA装荷量）−（燃料末期のMA残存量）
MAの変換率（％/年）＝―――――――――――――――――――――――×100（燃焼初期のMA装荷量）

図14-1-2

金属燃料炉心と酸化物燃料炉心におけるMAの変換率

電中研レビュー No.37● 109ガドリニウム、サマリウムなど）が含まれており、高レ元素の中性子吸収でほぼ相殺される結果となった。変換

ベル放射性廃棄物から乾式法でアクチニド元素を分離率についてはマイナーアクチニドのみ添加した場合、マする場合、マイナーアクチニドと等量の希土類元素がイナーアクチニドと希土類元素を同時に添加した場合と同伴してくると予想される。そのため、軽水炉燃料を対もに約14%/年となり、希土類元素がマイナーアクチニ

象としたORIGEN２コードによる燃焼計算で求めた希土ドとともに添加されてもマイナーアクチニド変換率に与類元素のうち、高速炉に添加した場合に中性子の吸収にえる影響は小さいことが分かった。マイナーアクチニド

よって炉心特性に与える効果が大きいと考えられるネオと希土類元素を各々５%燃料に添加して、取り出し燃料ジム（Nd）、サマリウム（Sm）やユーロピウム（Eu）などの中のマイナーアクチニドを再び自らの炉心にリサイク

14核種について核変換を考慮した。当研究所で最適化設

ルし、一方、燃焼によって失われた分のマイナーアク計を行った２領域均質の1000MWe級の金属燃料炉心⑺のチニドは軽水炉使用済燃料の再処理によって発生する

内側炉心と外側炉心の金属燃料にマイナーアクチニドと高レベル廃液中から、乾式分離で回収したマイナーア

REを各々５%、10%、15%添加した場合の燃焼に伴う反クチニドによって補っていく、というリサイクルの中⒂

応度変化を図14-1-3に示す 。マイナーアクチニドのみで、マイナーアクチニドの変換をはかっていく。これを装荷した場合にはNp237からPu238、Am241からAm242、

自己リサイクル と呼ぶが、その解析を行った。図14-

Am243からCm244への核変換に伴う反応度の顕著な増

1-4にリサイクル平衡時（リサイクルを繰り返すことで加がみられる。一方、希土類元素も同時に添加した場

燃料の装荷時と取り出し時でウランやプルトニウムの合はマイナーアクチニドによる反応度の増加が希土類

量および組成が平衡に達して変化しなくなる状態）の質
量バランスを示す。REが付随した場合でも軽水炉５〜６基からのマイナーアクチニドを1000MWe級の金属燃1.05

料炉心１基で受け入れることが可能である。
自己リサイクルのより詳細な解析を図14-1-5に示す燃

1.04

MA 0％

反応度Keff

料サイクルについて実施した⒃。対象とした炉心は高速炉の導入初期における実用的なものとして、２領域の均

1.03
MA 5％

質な炉心より構成される600MWe級炉心である。表14-

MA 15％

1.02

1-2に炉心の主な仕様を示す。炉心燃料として金属燃料（U-13%Pu-10%Zr）の他にも窒化物燃料（UN-15%PuN）お1.01

MA 10％

よび酸化物燃料（UO 2-15%PuO2）についても対象とした。
1
燃焼初期

燃焼末期

⒜

中で乾式分離や乾式再処理の際に回収率を考慮して廃棄MA添加物に移行するプルトニウムやマイナーアクチニド等の重

1.05
MA 0％
1.04

反応度Keff添加出来るマイナーアクチニド量の上限、リサイクルの

金属量および炉心安全性パラメータについて検討した。
MA 5％

表14-1-3に燃料集合体の主な仕様を示す。表14-1-4にリサイクルを繰り返して平衡に達した時の炉心特性を示す。

1.03

炉心高さについては、燃料の良好な熱伝導とウランから
1.02

プルトニウムへの内部転換性を活用することで酸化物燃

MA 10％

料炉心に比べて、窒化物燃料炉心では短尺化、金属燃料

1.01

MA 15％

炉心では短尺化と軸方向ブランケットの削除を行った。
いずれの燃料でもPu238およびマイナーアクチニドの高

1
燃焼初期

燃焼末期

⒝

MAとREの添加エネルギーの中性子による核分裂の寄与で希工類の付随にかかわらず燃焼に伴う反応度の低下は減ずる。マイナ

図14-1-3

110

MAとREを添加した場合の燃焼反応度

ーアクチニド添加や自己リサイクルを行わない場合の炉使用済燃料

1000Mwe金属燃料FBRU ：4969（kg）
Pu：1300（kg）
MA： 254（kg）
RE： 605（kg）
FP： 706（kg）

３年燃焼

装荷燃料

減損U
U：687（kg）

３年冷却
乾式再処理

U ：5660（kg）
Pu：1396（kg）
MA： 392（kg）
RE： 390（kg）

U ：4969（kg）
Pu：1302（kg）
MA： 252（kg）
RE： 250（kg）

MA：140（kg）
RE：140（kg）

使用済燃料から60％のREを分離する

Pu：98（kg）

・４年冷却
・分離
1000MWe軽水炉
×5〜6plants

図14-1-4

金属燃料サイクルの平衡時のマスフロー（5％MA＋5％RE添加）

劣化U

軽水炉

使用済み
燃料

劣化U
（立ち上げ用燃料）

Pu
MA
RE

再処理

Pu

高速炉

成型加工

成型加工
MA添加高速炉

高レベル
廃棄物

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

乾式群分離

（廃棄物）

図14-1-5

Pu
MA
RE

使用済み
燃料

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

乾式再処理

乾式再処理

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

Pu
MA
RE

廃棄物

廃棄物

廃棄物

廃棄物

廃棄物

軽水炉−高速炉サイクルによる超ウラン元素の流れ

心部ボイド係数＊は、金属燃料、窒化物燃料および酸化して大型炉心でも同様な安全性を保つためには、マイナ

物燃料炉心で各々5.6$、3.8$、5.6$となる。これらと比較

ーアクチニドの添加量の上限を数%程度以下としてボイ＊

炉心部の冷却材がボイド化（喪失）
すると中性子エネルギースペク
トルがエネルギーの高い領域に変化する。この変化によって炉心に投入される反応度をここではボイド係数と呼ぶ。マイナーアクチニ
ドは中性子エネルギーの高い領域で各分裂反応が生じ易いため、マ
イナーアクチニドが燃料に添加されるとボイド係数は増加する。

ド係数が過大とならないようにする必要がある。リサイ
クル平衡時における重金属所要量と取り出し量について、
表14-1-5の金属燃料炉心の重金属バランスから分かるよ
うに、プルトニウムの所要量のほとんどは自己リサイク

電中研レビュー No.37● 111

表14-1-2

解析対象とした600MWe級炉心の仕様

項

目

仕

内側炉心/外側炉心/ブランケット/遮蔽体/制御棒本数

MA添加炉心のリサイクル平衡時のUやPu等の重金属の装荷・取り出し量

様
金属燃料炉心、
MA5％添加
装荷燃料
取出燃料

158.1

運転サイクル期間

金属燃料炉心、
MA2％添加装荷燃料395/550℃

最大線出力≦420W/cm

取り出し平均燃焼温度

90,000MWd/t

要解析対象とした600MWe級炉心の燃料仕様
燃

目

金

料

ブランケット属 窒化物 酸化物 金

素

LWRから リサイクル 取出量 LWRから リサイクル

属 窒化物 酸化物

3.9

←

←

3.9

←

←

燃料要素数（mm）

217

←

←

217

←

←

燃料要素径（mm）

8.5

←

←

11.5

←

←

被覆管肉厚（mm）

0.5

←

←

0.5

←

←

ボンド材

Na

He

He

Na

He

He

燃料理論密度（g/cm3、常温） 15.8

14.3

11.0

15.8

14.3

10.9

燃料スミア密度（％TD）

75

81

87

80

81

87

1）
重金属密度（g/cm3）

8.0

7.7

6.3

10.4

10.2

7.23

2）
燃料体積比（％）

33

42

42

43

48

48

構造材体積比（％）

23

23

23

20

20

20

Na体積比（％）

44

33

33

37

29

29

融点（℃）

1120

2497

2750

1204

2597

2750

熱伝導率（W/m・K、定格時） 26.7

3.9

18.6

30.6

3.9

19.3

-

4450

5133

-

4641

w/o,U234

0

-

0.1

0

-

0.0

U235

0.2

-

0.1

0.2

-

0.1

U236

0

-

0.0

0

-

0.0

U238

99.8

-

99.8

99.8

-

99.9

Pu（kg）

38

1030

1038

68

1024

1050

w/o,Pu238

0

9.2

9.3

0

3.9

3.9

Pu239

58

53.9

53.6

58

56.5

56.2

Pu240

24

28.4

28.3

24

30.8

30.6

Pu241

14

3.5

3.9

14

4.0

4.4

Pu242

4

5.0

5.0

4

4.9

4.9

MA（kg）

104

217

223

35

94

99

w/o,Np237

53.6

38.9

37.9

53.6

30.5

29.6
20.6

Am241

23.1

18.0

17.6

23.1

21.2

Am242m

0

1.0

1.0

0

1.2

1.2

Am243

17.4

18.3

17.8

17.4

21.3

20.7

Cm244

5.9

20.0

21.0

5.9

21.6

22.6

Cm245

0

3.8

3.6

0

3.9

3.8

RE（kg）

104

32

325

35

25

248

1）UとPuの燃料密度
2）炉心体積に占める燃料の体積比、被覆材・ラッパー管などの構造材の体積比および冷却・被覆管中のNaの体積比

104

Pua

103

リサイクル平衡時の炉心特性（15ケ月運転、平均燃焼度〜90MWd/kg）

Pu富化度（w/o、
内/外）

＊

＊1

＊2

5

希土富化度（w/o）

0.5

2.0

-3
-3

5.3

＊3

2.0

2.0

0.4

0.9

0.5

-2.0

-3.2

-5.2

遅発中性子割合（10 ）

3.4

3.2

3.3

3.1

炉心部ボイド係数（＄）

6.4

7.5

5.8

7.7

（w/o）pu238/239/240/241/242,
＊1：
＊2：
＊3：
＊4：

4/57/30/4/5,
9/54/28/4/5,
8/52/30/5/5,
8/50/32/5/5,

＊

＊4

0.9

Ama

36/22/1/20/18/3
43/19/1/18/16/3
42/20/1/18/16/3
10/20/1/18/17/3

同様で、これは各炉心ともに内部転換性が良好なことに

ａ：リサイクルしない場合

10-2 ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル
10-3
1

10

100

⒜

100000 1000000

ａ：リサイクルしない場合
ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル

Pua

1018
1017
1016
1015
1014

Ama

Npa

1012

Npb

1011

Pub

Amc

1013

Cmb

109
1

Amb

Cmc

Puc

Npc

1010

Cma
10

100

1000

10000

100000 1000000

経過時間（年）⒝

クル分が主要となり、所定の添加量を満たすために部分給される。マイナーアクチニド添加量を５%とした場合、

10000

各要素の量

1019

よる。また、マイナーアクチニドについても自己リサイ

的に軽水炉からの群分離によるマイナーアクチニドが供1000

経過時間（年）

Np237/Am241/Am242/Am243/Cm244/Cm245

ルによってまかなうことができる。他の燃料についても

112

Npc

Cmc
10-1

5

-2.5

Npb
Amb

Cmb

Amc

100

35
＊

＊

2

ドップラー係数（10 ）100

14.3/24.0 13.8/23.3 16.0/25.1 17.2/27.8

MA富化度（w/o）
燃焼反応度（％Δk/k）

酸化物

76
35

0

0

窒化物

Npa

Pub

Cma

101

Bq

軸フランケット厚さ（cm）

属
80

80

炉心高さ（cm）

Puc

102

kg

金

燃料物質

取出量

4895

U（kg）

ダクト肉厚（mm）

表14-1-4

取出燃料≧1.5年、３バッチ

冷却材入/出口温度項⒝⒜

199/96/138/354/30

集合体ピッチ

表14-1-3

表14-1-5

図14-1-6

各要素からの放射能

金属燃料によるサイクルからの廃棄物の各要素の減衰の評価結果

104

104
Pua

Pua

103

103

Npa

101

Pub

Npb
Amb

kg

Cmb

Npc

100
Cmc

10-1

ａ：リサイクルしない場合
10-2 ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル
10-3
1
10
100
1000

Amc

10000

Npa
Npb

Cmb

101

Amc

100

Ama

⒜

100000 1000000

ａ：リサイクルしない場合
10-2 ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル
10-3
1
10
100
1000

1014

1018

1013

Npa

1012

Npb

1011

Cmb

109
1

Ama

1015

Amb

Cmc

Puc

Npc

1013

Npa

1012

Npb

100

1000

10000

100000 1000000

1091

図14-1-7

Puc

Npc
Cma
10

100

経過時間（年）

⒝

Pub
Amb

Cmc

1010

Cma
10

Amc
Cmb

1014

1011

1010

ａ：リサイクルしない場合
ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル

Pua

1016
Pub

Amc

100000 1000000

各要素の量

1017

Bq

Bq

1015

⒜
1019

Ama

1016

10000

経過時間（年）

ａ：リサイクルしない場合
ｂ：回収率98％でリサイクル
ｃ：回収率99.8％でリサイクル

1017

Npc
Ama

Cmc

各要素の量

Pua

1018

Amb

10-1

経過時間（年）

1019

Pub

Puc

102 Cmakg

Puc

102 Cma

1000

10000

100000 1000000

経過時間（年）各要素からの放射能⒝

窒化物燃料によるサイクルからの毎年の廃棄物の各要素の減衰の評価結果

図14-1-8

各要素からの放射能

酸化物燃料によるサイクルからの毎年の廃棄物の各要素の減衰の評価結果

金属燃料では他の燃料に比較してマイナーアクチニド程度以下となり、短・中期的にみた放射能もワンススの燃焼効率が高いために供給量が約10%大きくなる。図ルーの場合のキュリウムまたはアメリシウムよりも小14-1-6には金属燃料のリサイクルで各工程において発さな値となる。窒化物および酸化物燃料の場合も同様

生する全重金属廃棄物を長期貯蔵した場合について、な結果となる。これらから、プルトニウムのみでなく放射能量の変化を評価した結果を示す。プルトニウム

マイナーアクチニドも分離回収して高速炉へリサイク

を回収率98%以上でリサイクルすると、廃棄物中のPu

ルし燃料サイクル中への閉じ込めをはかることは、廃量はワンススルーの場合のNpおよびアメリシウムと同棄物中の放射能低減の観点から必要であるといえる。

14−２

マイナーアクチニド含有
金属燃料の特徴と照射試験
きるマイナーアクチニド（MA）や希土類元素（RE）の上

14-2-1

マイナーアクチニド含有金属燃料の特徴限を求めるため、それぞれの金属を溶解し混合する試
験を実施した。
その結果、マイナーアクチニドや希土類元素の比重

当研究所では、まず、ウラン−プルトニウム−ジル

は、U-Pu-Zrに比べて約2/3以下であり、それらの相互コニウム（U-Pu-Zr）金属燃料の母材中に、均質に添加での溶解度が、それぞれ約0.5%程度と極めて小さいこと

電中研レビュー No.37● 113

などから、U-Pu-Zr燃料とマイナーアクチニドやREとの⑴

金属組織と各相の組成混合性はあまりよくないことが分かった。さらに、アー

２%燃料と５%燃料を所定の温度（500〜800℃で焼鈍し

ク溶解法で溶解・混合した後、鋳造する方法では、U-た試料の金相写真＊１）を図14-2-1と図14-2-2にそれぞれ

Pu-Zr燃料中に均質に添加できるマイナーアクチニドや示す。２%燃料では、数ミクロン以下の小さな析出相が希土類元素は最大でそれぞれ2%程度であった。一方、ほぼ均質に分散しているのに対し、５%燃料では小さな粉末鋳造法を用いた場合では、最大でそれぞれ５%程度

析出相の他に10ミクロン以上の大きさの析出相が分散しに向上することが分かった⑵。

ていた。波長分散型X線分析（WDX）＊２を実施したとこ

当研究所では、金属燃料の製造法として射出成型法をろ、これらの析出相はおよそ20%Am-８%Pu-72%REの組

採用することを検討しているが、その射出成型プロセス

成を持っていた。また、アメリシウムと希土類元素は、はアーク溶解して鋳造するプロセスと類似しており、射ほぼ全量が析出相中に存在していたが、プルトニウムは出成型法でも最大で２%のマイナーアクチニドと希土類

一部が母相中に、一部が析出相中に存在した⑵。母相は元素を金属燃料中に均質に添加できると考えられる。

いずれの燃料でも、600℃以下では２相に分れ、700℃以

さらに、マイナーアクチニドや希土類元素の燃料への上では1相になった。U-Pu-Zr三元系状態図⑸より、600℃

添加上限を定める試験に並行して、U-Pu-Zrにマイナー

以下の２相はそれぞれウランを主成分とするζ相とジルアクチニドやREを添加した場合に炉心特性に与える影

コニウムを主成分とするδ相に、700℃以上の１相はγ響を解析的に評価した。ここでは、ボイド反応度や出力相に対応した。

係数などのパラメーターに対するマイナーアクチニドやそれぞれの燃料の熱分析を実施し、得られた融解温度

REの添加の効果を調べ、炉心の安定性を損なわないたと相変態温度 ＊３ を文献値と比較して表14-2-1に示す。

めにはマイナーアクチニドやREの添加量を５%以下に

U-Pu-Zr燃料、２%燃料、５%燃料ともに温度上昇に伴⑶留めるべきであることを示した 。

って2回相変態した。その結果、それぞれの相変態温度以上より、マイナーアクチニド消滅処理のために添加は組成の違いによらず580℃と630℃であった。また融点できるマイナーアクチニドと希土類元素の上限は約5%

はマイナーアクチニド-希土類元素含有燃料では1207℃

であることが分かった。そして、マイナーアクチニドをであり、U-Pu-Zr燃料より約10℃低かった。

添加した金属燃料の物性を調べるために、２%マイナー

マイナーアクチニド-希土類元素含有燃料には、Am-

アクチニドと２%希土類元素を含有するU-Pu-Zr合金、Pu-REの析出相が含まれ、U-Pu-Zr母相より約200℃低い

５%マイナーアクチニドと５%希土類元素を含有するU-

融点を持つと推定されるが、熱分析ではこのような低い

Pu-Zr合金をそれぞれ試作し、以下の項目について測定

融解温度は測定されなかった。これは５%程度のマイナした。

ーアクチニド-希土類元素の添加では析出相の量が母相⑴

金属組織と各相の組成に比べて小さく、融解温度を検出できなかったためと考

⑵

熱伝導度

えられる。

⑶

密度、機械的性質⑷

温度勾配下での元素再分布⑸

燃料−被覆管の両立性⑹

マイナーアクチニドのナトリウム中の溶解度

それぞれの測定に際しては、U-Pu-Zr燃料についても同⑵

熱伝導度
図14-2-3にU-Pu-Zr燃料と５%燃料の熱伝導度を比較して示す。測定した温度範囲（650℃以下）では両者にほ
とんど差はなかった。

様の測定を実施し、マイナーアクチニド-希土類元素含
有燃料との差を調べた。
なお以下では、２%マイナーアクチニド-２%希土類元素を含有するU-Pu-Zr燃料、５%マイナーアクチニド５%希土類元素を含有するU-Pu-Zr燃料を、それぞれ
２%燃料、５%燃料として示す。

114

＊１

金相写真：金属燃料の微細組織の光学顕微鏡写真
波長分散型X線分析：試料に電子線を投入し、発生する特性X線の強度により試料の濃度分析を行う分析法＊３
相変態温度：金属組織はその組成によっては、ある温度に達す
ると構造が変化する場合がある。これを相変態といい、相変態する温度を相変態温度という。相変態温度前後では、熱膨張係数等の物性値が異なる。
＊２

表14-2-1 それぞれの燃料合金の相変態温度と融解温度
（℃）
燃

500℃

U-Pu-Zr
U-Pu-Zr（文献値） （実測値）

料

2％燃料
（実測値）

5％燃料
（実測値）

融解温度

1214

1217

1207

1207

相変態温度
ζ＋σ→ζ＋γ

580

580

580

580

相変態温度
ζ＋γ→γ

630

630

630

630

600℃

燃料設計において重要な機械的性質であるヤング率＊４とポアソン比＊５についても測定を実施した。機械的性質
は密度の影響を受けるため、５%燃料ではU-Pu-Zr燃料に比べて小さい値を示した。これは、５%燃料がU-Pu-Zr燃料に比べてもろいことに対応している。
700℃

800℃

20ミクロン

図14-2-1 ２％燃料の金相写真⑷

温度勾配下での元素再分布
金属燃料に特有の燃料挙動として、照射中に燃料成分が径方向に再分布することが知られている。再分布により、融解温度の異なる領域が形成されたり、被覆管との反応機構が異なる可能性がある。そこで、マイナーアク
チニド-希土類元素含有燃料とU-Pu-Zr燃料の再分布挙動
を棒状試料の温度勾配下での焼鈍試験により調べた。

18
600℃

500℃

16

熱伝導度（arb. unit）

14
12
10
8
5％燃料

6

UPuZr燃料（試料1）
4

800℃

700℃

20ミクロン

図14-2-2 ５％燃料の金相写真

0200

UPuZr燃料（試料3）

300

400

500

600

700

温度（℃）

図14-2-3⑶

UPuZr燃料（試料2）2U-Pu-Zr燃料と5％燃料の熱伝導度の比較

密度、機械的性質
U-Pu-Zr燃料と５%燃料の密度をそれぞれ測定した。U-

Pu-Zr燃料では15.5g/cm3、５%燃料では14.5g/cm3であった。５%燃料ではU-Pu-Zr燃料より比重の小さいAm-PuREの析出相が存在するために密度が約９%小さくなった。

＊４
ヤング率：材料の延び変形において、かかる応力と歪みの間に比例関係が成立する場合、その比例定数をヤング率という。
＊５
ポアソン比：材料をある方向に引っ張る場合、それと垂直な方向には縮む。かかる応力と変形が比例関係にある場合の延びと縮みの比率をポアソン比という。

電中研レビュー No.37● 115

図14-2-4にU-Pu-Zr燃料の焼鈍後の⒝金相写真と⒜αオートラジオグラフ＊６を示す。この燃料では、Puの濃度分布を示すα-オートラジオグラフの濃淡は、ほぼ均一であった。
図14-2-5に５%燃料の焼鈍後のα-オートラジオグラ
フを示す。Amを添加したこれらの試料では、α-オート
ラジオグラフの白色部位はアメリウムの存在を示す。
700℃以上の領域でアメリウム-プルトニウム-希土類元
素の析出相の粒径が大きくなったことが観察された。

⑸

燃料−被覆管の両立性
金属燃料と被覆管が接触すると合金同士の相互反応により、融点の低い領域（共晶反応領域）が形成され、燃料設計に影響を与える可能性がある。これを調べる
ために、U-Pu-Zr燃料と５%燃料をそれぞれステンレス
鋼ではさみ、熱分析を実施した。
いずれの燃料でも測定された共晶温度は燃料主成分のウランと被覆管主成分の鉄の共晶温度（725℃）とほぼ等しかった。これより５%のマイナーアクチニドを添加⒜⒝

図14-2-4 ⒜U-Pu-Zr燃料と⒝５％燃料の温度勾配
焼鈍試験後のα-オートラジオグラフ

してもU-Pu-Zr燃料とステンレス鋼の反応に大きく影響しないことが分かる。しかし、マイナーアクチニド-希プルトニウム、アメリシウム、キュリウムの溶解度をα

土類元素含有燃料に含まれるアメリウム-プルトニウム-

放射能測定により求めた。ナトリウム中のアクチニド元

希土類元素の析出相と被覆管の共晶温度は状態図など

素の溶解度はいずれも極めて小さかった。

から約600℃と推定される。このため、その共晶反応については今後の詳細な検討が必要である。
また、U-Pu-Zr燃料の被覆管としては、オーステナイ
ト系ステンレス鋼よりニッケル含有量の少ないフェラ
イト系ステンレス鋼が適していることが知られているが、今回の試験で得られたマイナーアクチニド-RE燃料の共晶反応領域中にもニッケルが多く混入しているため、マイナーアクチニド-希土類元素含有燃料についてもフェライト系の被覆管が適している。

⑹

マイナーアクチニドのナトリウム中の溶解度５%燃料をフェライト系およびオーステナイト系のス

テンレス容器に入れた液体ナトリウム中に浸し、約500℃に加熱して二日間放置した後に、ナトリウム中の＊６α-オートラジオグラフ：PuやAm等のα放射線を発生する元素
を感光板の上に配置すると、それらの存在部位が白く感光する。
この原理を利用したのがα-オートラジオグラフである。

116

図14-2-5

U-Pu-Zr燃料棒

14-2-2

マイナーアクチニド（マイナーア
クチニド）含有金属燃料のフェニックス炉における照射試験⑷［MA含有金属燃料ピン］
808

1793
285

100 10010

A

B

467

C
Na充填

当研究所では、当所の開発した金属燃料炉心を用いた［酸化物燃料ピン］

マイナーアクチニドの消滅率解析コ−ドを検証し、また、

435

MOX

マイナーアクチニド含有燃料の照射下での燃料挙動を調850べるために、高速原型炉フェニックス
（フランス）を用いた照射試験を計画している。燃料組成として、炉心の安435

ガスプレナムHe充填

A、C：U-Pu-Zr標準金属燃料スラグ
B：MA-RE含有金属燃料スラグ⒜

MA添加金属燃料ピンと酸化燃料ピンの構造

定性、マイナーアクチニドの混合性、燃料特性の炉外試
験などから、U-Pu-Zr燃料に影響を与えないマイナーア
クチニド濃度を持つ以下の三つを選定し、照射試験用の燃料スラグを試作した。
⑴

U-Pu-Zr＋５％マイナーアクチニド＋５％RE⑵

U-Pu-Zr＋２％マイナーアクチニド＋２％RE⑶

U-Pu-Zr＋５％マイナーアクチニド

酸化物燃料（ドライバー）
金属燃料（試験ビン）
1：U-Pu-Zr標準燃料
2：2％燃料
3：5％燃料また、これらとの比較用にU-Pu-Zr合金を製造した。
図14-2-6⒜に照射試験用の燃料ピンの模式図をフェニッ⒝照射試験用カプセル（RIG）の構造

クス炉の通常燃料ピンと比較して示す。今回入手したマ
イナーアクチニド量に制限があったため、マイナーアク

図14-2-6

チニド含有燃料は燃料ピンの一部に装荷した（長さ10cm）。

照射試験用MA含有燃料棒の模式図と照射試験用リグの模式図

また、上の⑴と⑶の試験用燃料スラグは長さを５cmずつとして1本の燃料ピン中に装荷した。燃料ピンの出力実施した。定格運転では、燃料棒中心温度、被覆管温度、を調整するために、試験用燃料スラグの上下をU-PU-Zr

中性子による被覆管損傷度がいずれもフェニックス炉の燃料でサンドイッチした。

許容値を常に下回ることを確認している。制御棒引き抜

５%燃料を装荷した燃料ピン、２%燃料を装荷した燃き事故、被覆管破損事故、仮想炉心事故のを想定した三料ピン、及び、U-Pu-Zrのみを装荷した燃料ピンを、そつの過渡時事象においてもマイナーアクチニド含有燃料

れぞれ３本ずつ製作し、これを16本の酸化物のドライバ

はフェニックス炉の安全性に影響を及ぼさないことも確

ー燃料ピンと共に照射試験用カプセルに図14-2-6⒝のよ認している。

うに装荷した。カプセルは３個用意し、それぞれ燃焼初

フェニックス炉の運転に関するフランスの事情、及び期、中期、末期の消滅率や燃料挙動を調べるために、燃金属燃料の輸送に関するドイツの事情により照射試験は、焼度1.5、6、10at.%まで燃焼させることとした。

当初平成７年より開始する予定であったが延期され、現また、マイナーアクチニド含有金属燃料をフェニック

在時点では平成12年度より照射を開始する予定である。

ス炉で照射するために、安全性評価に関する事前解析を

電中研レビュー No.37● 117

第

15

章

まとめと今後の課題

第15章

まとめと今後の課題 ● 目

原子力システム部

上席研究員

横尾

次
健

まとめと今後の課題 …………………………………………………………………………………………………………………119

横尾

120

健

86ページに掲載

15章

まとめと今後の課題

本章では、当研究所での金属燃料炉心の設計研究の経・燃料中に数％程度のマイナーアクチニドおよびそれに験をもとに、高密度・高熱伝導という特長を生かし、か付随する希土類FPを添加しても、燃料製造や炉心特つ燃料挙動を反映した設計によって、金属燃料炉心がど性の面から問題は生じない。したがって、金属燃料のような特性を持ち得るか、さらには過渡時および

FBRサイクルが確立されれば、マイナーアクチニド

ATWS時にどのような特色ある応答を示すか、についをリサイクルして放射性廃棄物中の放射能毒性の低減て述べた。それらは次のようにまとめられる。

をはかることが可能となる。

・金属燃料FBRでは、燃料‐被覆管境界での液相形成防止の観点から、炉心の温度は他の燃料に比べてやや低金属燃料の実用化までには、照射下での燃料物性値やめに制限される可能性がある。しかし、炉心材料や炉構破損時の燃料挙動、さらにはここでは触れなかった炉心

造、原子炉保護系などに特殊な工夫を必要とするもので損傷時の応答など、解明すべき研究課題が残っている。

はない。

しかし、当研究所では、これまでに述べた特長を持つ金・大型炉のみでなく小型炉でも、高い転換率を生かすこ属燃料炉心は将来の高速炉として十分に魅力あるものととによって、高燃焼度達成と燃焼反応度低減の両立を考え、炉外試験に基づく液相形成条件の評価方法の開発、図ることが可能である。

受動的安全性の評価に重要な炉心径方向膨張評価法の開・運転時の燃料温度が比較的低いことなどに起因して、発、さらには溶融時の燃料挙動の評価法の開発など、燃ULOF時の受動的な炉停止に対して有利な反応度フィ料の実用性と炉心の魅力をより明確にするための研究開

ードバック特性を持つ。この特性は、出力規模によら発を進めている。

ない。

電中研レビュー No.37● 121

お

わ
理事

り

に

狛江研究所長 福島充男

資源小国のわが国において、21世紀を通してエネルギ
ーを安定に確保していくためには、原子力発電は不可欠の中核エネルギー源である。ここでは当研究所が次世代
原子力発電における有力技術と考えている、乾式リサイ
クルと金属燃料FBRの研究状況を紹介させて頂いた。
当研究所では国内外各機関のご協力を得て研究開発を続
けてきており、さらなる発展のためには、わが国官民にわたる、一層のご協力や国レベルでの開発が不可欠である。
おりしも現在、原子力委員会では原子力長期利用計画の策定が進みつつあり、また核燃料サイクル開発機構、電力が一体となってFBRとその燃料サイ
クルの評価が進められている。当研究所では国、電力における研究開発に、ここに紹介させて頂いた乾式リサイクル、金属燃料FBRに関する研究の成果を反映してゆくと共に、今後とも積極的に協力しながらFBRサイクル技術の開発に力を注いでいく所存である。関係各位のご指導とご鞭撻をお願いする次第である。

電中研レビュー No.37● 123⑻ T. Kobayashi and M.Tokiwai, J. Alloys and Compounds,

引用文献・資料等

197, （7 1993）⑼

K. M. Goff, et al.,Fuel Conditioning Facility

第２章

Electrorefiner Start-up Results , roceedings of the⑴

カスタン報告：「放射性廃棄物管理についての研究開発

embedded topical meeting on DOE Spent Nuclear Fuelに関するワーキンググループの報告書」フランス原子力& Fissile Material Management, Reno, Nevada, Jun. 16-

安全高等評議会（1984）⑵

20, 1996

バタイユ報告：「放射性廃棄物の管理に関する報告書」⑽

フランス議会科学技術選定評議会（1998）⑶

小山正史、魚住浩一、飯塚政利、坂村義治、木下賢介、「高温冶金法物性値集」、電中研調査報告T93033（1994）

Committee on Separations Technology and Trans-⑾

K.M.Goff, et al.,Fuel Conditioning Facility

mutation Systems, iNuclear Waste : Technologies forElectrorefiner Start-up Results , Proceedings of the

Separation and Transmutationi, National Research

embedded topical meeting on DOE Spent Nuclear FuelCouncil, USA, 1996

& Fissile Material Management, Reno, Nevada, Jun. 1620, 1996

第３章

⑿ T. Koyama, T. R. Johnson, D. F. Fischer, Distribution of⑴ T.Inoue, H.Tanaka, Recycling of Actinides Produced in
LWR

and

FBR

Fuel

Cycle

by

Actinides between Molten Salt/Cadmium Metal

Applying

Pyrometallurgical Process , Proc. Global '97, Yokohama,

Systems , J. Alloys and Compounds, 189, 37（1993）.
⒀ ANL-4617（1951）, A. B. Shuk : Development of Meth-ods

Japan, Oct. 5-10, 1997⑵

for Casting and Fabricating Enriched Uranium Fuel

T.Inoue, T.Yokoo, T.Nishimura,

Assessment ofAdvanced Technologies for the Future Nuclear Fuel

Slugsi⒁

ANL-5123（1953）, A. B. Shuck :The Development of

Cycle , Proc. Global '99, Jackson Hole, Wyoming, USA,

Equipment and Methods for Centrifugally Casting

Aug. 29-Sep. 3, 1999

Reactor Fuel Slugs⒂ C. E. Stevenson, M. J. Feldman, N. J. Swanson ; Operation

第４章⑴

of a Pyrovhemical Processing-Remote Refabrication

T.Koyama, M. Iizuka, H. Tanaka, M. Tokiwai, An

Planti : The EBR-2 Fuel Cycle Facility

Experimental Study of Molten Salt Electrorefining of⒃ P. Hensen : Private Communication（1994）Uranium Using Solid Iron Cathode and Liquid Cadmium⒄

Injection Casting of U-Zr-Mn,

cathode For development of Pyrome-tallurgical

Sarrogate alloy for U-Pu-Zr-Am-Np , J. Nucl. Materi-als，Reprocessing , J. Nucl. Sci. Technol., V34⑷, 384-393

224（1995）305-306（1997）.
⑵

Carole L. Trybys,⒅ H. Tsai and L. A. Neimark， Irradiation Perform-ance of

小山正史、魚住浩一、飯塚政利、坂村義治、木下賢介、

Fuel−Length Metallic IFR Fuels，Proceeding of「高温冶金法物性値集」、電中研調査報告T93033（1994）

International Conference on Design and Safety of⑶ R.W.Benedict, J. R. Krsul, R. D. Mariani, K. Park and G.

Advanced Nuclear Power Plants , Kyoto（1992）28. 2-1

M. Teske, Small-scale Irradiated Fuel Electro-refining ,Proceedings of Global

93, Sep. 12-17, 1993, Seattle,

Washington, p. 1331⑷

Plant-scale

Anodic Dissolution of Unirradiated IFR Fuel Pins ,Proceedings of Global '93, Sep. 12-17, 1993, Seattle,

２年12月⒇ T. Nakagawa, T. Ogata, M. Tokiwai : Trans. American
Nuclear Society, 60（1989）, 315(21) 小山、飯塚、「乾式再処理プロセスの性能評価モデルとマ

Washington, p. 1086
M. Steindler, et al.,

尾形孝成、常磐井守泰、堀江正明、中川ら： FBR 金属
燃料サイクルの成立性評価−金属燃料の射出成型法の検討―、電力中央研究所共同研究報告書（T988925）、平成

E. C. Gay, Z. Tomczuk and W. E. Miller,⑸⒆

Argonne National Laboratory

Chemical Technology Division Annual Technical Report
1990 , ANL-91/18（1991）⑹ 小山ら、「溶融塩電解精製技術の開発、液体カドミウム陰スバランスの検討」、電中研研究報告T92078（1993）.
(22) T. Koyama, M. Iizuka, H. Tanaka, Process Evaluationof Pyrometallurgical Reprocessing Facility , Proceed-ingsof ICONE-5, 1998.

極での樹枝状ウラン発生抑制条件の検討」、電中研報告⑺

T95004（1995）

第５章

M. Iizuka, T. Koyama, et al., J. Nucl. Mater. 247, 227⑴ C. C. McPheeters et al., Application of the Pyrochemical（1997）

124

Process to Recycle of Actinides from LWR Spent Fueli,

Progress in Nuclear Energy, 31, 175-186（1997）⑵

C. C. McPheeters et al.,⑼ 中村協正、土方孝敏、「長半減期核種の乾式分離技術の開Pyrochemical Methods for

発-LiCl-KCl共晶塩中からのMoCl5の揮発挙動」、電中研研

Actinide Recovery from LWR Spent Fuel , GLOBAL 93
vol. 2, 1094-1101⑶

J. E. Battles et al.,

究報告、T97078、平成10年６月⑽

K. Kinoshita, K.Uozumi, M.Kurata, and T. Inoue,

Pyrometallurgical Processes for

Estimation of Material Balance in Pyrometallurgical

Recovery of Actinide Elements , Actinide Processing:Partitioning Process for TRUs from HLLW , Proc. of 5th

Methods and Materials（1994）135-151

International Information Exchange Meeting on Actinide⑷ G. K. Johnson et al., Pyrochemical Recovery of Actinide

and Fission Product Partitioning & Transmutation, Mol,

Elements from Spent Light Water Reactor Fuel , Actinide
Processing : Methods and Materials（1994）199-214

Belgium, Nov. 25-27, 1998, p. 169-178（1999）⑾ K. Kinoshita, T. Inoue, S. P. Fusselman, D. L. Grimmett, J.

⑸ J. J. Laidler et al., ANL Chemical Technology Division

J. Roy, R. L. Gay, C. L. Krueger, C. R. Nabelek, and T. S.

Annual Technical Report 1994 101-110

Storvick,

Separation of Uranium and Transuranic⑹ E. J. Karell et al., Treatment of Oxide Spent Fuel Using

Elements from Rare Earth Elements by means of

the Lithium Reduction Process , DOE Spent Nuclear

Multistage Extraction in LiCl-KCl/Bi System , J. Nucl.

Fuel and Fissile Material Management（ANS, 1996. 6. 1620, Reno, Nevada）
pp. 352-8⑺

J. P. Ackerman et al.,Sci. Technol., 36, 189-197（1999）.
⑿ 坂村義治、井上正、T. S. Storvick、L. F. Grantham、第Advenced Waste Forms from

Spent Nuclear Fuel , GLOBAL 95 vol. 1, 750-757

26回溶融塩化学討論会予稿集p. 101、札幌（1994）⒀ M. Kurata, Y. Sakamura, T. Hijikata, and K. Kinoshita,⑻ 宇佐見剛他、「金属リチウムによるUO2粉末及び塊状模擬

Distribution behavior of uranium, neptunium, rare-earth

酸化物の還元挙動」、電力中央研究所研究報告

elements and alkaline-earth elements between molten
LiCl-KCl eutectic salt and liquid cadmium or bismuth , J.

第６章⑴

Nucl. Mater., 227, 110-121（1995）

井上正、倉田正輝、坂村義治、土方孝敏、木下賢介、魚⒁ 魚住浩一、木下賢介、S. P. Fusselman, C. L. Krueger, D.

住浩一、加藤徹也、「分離プロセスの改良と実証」電力中

L. Grimmett,「混合溶融塩からのアクチニド元素の分央研究所総合報告T57（1998）

離・回収実証試験」電力中央研究所研究報告T97061⑵ 宮代一、井上正、吉舗信也、坂田昌弘、「長半減期核種の高温冶金法による群分離−基本的成立性の評価−」、電中（1998）⒂

研研究報告、T87920、昭和63年５月

Y. Sakamura, T. Inoue, T. Shimizu, K. Kobayashi,
Development of Pyrometallurgical Partitioning⑶ 中村勤也、倉田正輝、坂村昌弘、「長半減期核種の乾式分Technology for TRUs in High Level Radioactive Wastes

離技術の開発−脱硝による高レベル廃液からのアルカリ-Vitrification Process for Salt Wastes , Proc. of Global

元素の分離−」、電中研研究報告、T95041、平成８年５月⑷⑸

溶融塩・熱技術研究会監修

A97, Yokohama, Japan, Vol. 2, p. 1222-1227（1997）⒃ 五十嵐寛、NEW GLASS, 11⑶, 11-19（1996）

無機融体の物性値第II集⒄ M. Kurata, Y. Sakamura, T. Hijikata, K. Kinoshita, and T.

KNO3+NaNO2+NaNO3系溶融塩（HTS）、1988、㈱日本

Inoue, Thermodynamic studies on reductive extraction

原子力情報センター発行

process of pyrometallurgical partitioning , CRIEPI

倉田正輝、「長半減期核種の乾式分離技術の開発-改良脱REPORT ET96001（1997）

硝プロセスによるアルカリ元素の分離-」、電中研研究報⒅ M.Kubota and Y. Morita, Preliminary Assessment on

告、T98002、平成10年９月⑹

four Group Partitioning Process Developed in JAERI ,日下部、宮代、坂田、井上、北川、三谷、清水、首藤、Proc. of Global A97, Yokohama, Japan, Vol. 1, p. 458-462「長半減期核種の乾式群分離技術の開発-改良塩素化法試（1997）

験及び塩素化工程概念の検討-」電中研-住友金属鉱山共同
研究報告、T988905、平成２年５月⑺ 小長谷秀明、土方孝敏、中村協正、倉田正輝、
「長半減期

第７章
⑴ L. Kahl et al., KfK 3251
（1982）.

核種の乾式分離技術の開発-塩浴塩素化法の塩素化工程へ⑵ 井上正ら、「超ウラン元素の乾式分離要素技術の開発と効の適用可能性の検討-」、電中研研究報告、T97076、平成

率 的 分 離 プ ロ セ ス の 構 築 」、 電 中 研 総 合 報 告 、 T 3 9

10年６月⑻ 土方孝敏、中村協正、倉田正輝、小長谷秀明、「溶融塩ト
ラップでの揮発性塩化物の回収（Ⅰ）
」、電力中央研究所研
究報告T96068（1997）（1995）.
⑶

大内仁ら、「放射性廃棄物の処理技術開発」、動燃技報
No. 100、pp. 215-233、核燃料サイクル開発機構（1996）.

⑷ 吉田拓真、小山正史、「乾式再処理における塩廃棄物固化

電中研レビュー No.37● 125

体の開発−ソーダライトの乾式直接合成法の検討−」電

第12章

中研研究報告T93032、電力中央研究所（1994）.

⑴⑸ 瀬戸千秋、小山正史、沢俊雄、「乾式再処理における塩廃

横尾健、他、「金属燃料高速増殖炉の設計検討」、電中研
報告T88043（1989）.

棄物固化体の開発−塩廃棄物固化体へのソーダライトの⑵ T.Yokoo, et al., A Consideration on Excess Reactivity

適用性の評価−」電中研研究報告T95081、電力中央研究

Reduction in Metal Fuel FBR Core Design, Proceedings

所（1996）.

of International Conference on the Physics of Reactors,⑹ 松原千秋、小山正史、沢俊雄、「乾式再処理における塩廃
棄物固化体の開発−塩廃棄物固化体へのソーダライトのMarseille（1990）.
⑶

適用性の評価⑵−」電中研研究報告T96057、電力中央研究所（1997）.

告T91013（1991）.
⑷

T.Kobayashi, et al.,Development of the SESAME

Metallic Fuel Performance Code, Nucl. Technol., 89, 183⑺ Michele A. Lewis, Donald F. Fischer, Londa J. Smith :Salt-Occluded Zeolites as an Immobilization Matrix for
Chloride Waste Salt, J. Am. Ceram. Soc. 76, 2826-2832

横尾健、他、「金属燃料FBR炉心の設計検討」、電中研報（1990）.
⑸ 横尾健、他、「金属燃料FBRサイクル導入時における超ウ（1993）.

ラン元素マスバランスの評価」、電中研報告T98026⑻ S. M. McDeavitt, D. P. Abraham, D. D. Keiser, Jr., Alloy（1999）.

Waste Forms for Metal Fission Products and Actinides
Isolated by Spent Nuclear Fuel Treatment, Proc. 2nd

第13章

Int. Symp. Extraction and Processing for the Treatment⑴ 横尾健、他、「金属燃料炉心における安全性確保の方策とand Minimization of Wastes, Scottsdale, Arizona, Oct. 2730, 1996, 177（1996）.

課題」、電中研報告T92007（1992）.
⑵⑼ Dennis D. Keiser, Jr., Brian R. Westphal, R. S. Herbst,

西村友弘、「金属燃料炉心の受動的安全性評価」、電中研
報告T91046（1992）.

Steve G. Johnson, Initial Results of Metal Waste-Form
Development Activities at ANL-West, Trans. Am. Nucl.

第14章

Soc., 77, 80（1997）.

⑴

H. Nakagawa, et al.,Cost reduction Study of a

1000MWe Loop-Type Demonstration Fast breeder
第９章

Reactor, Int. Conf. on Fast Breeder System, Experience⑴ W. H. Hannum, et al., The Technology of the Integral

Gained and Path to Economical Power Generation,

Fast Reactor and its Associated Fuel Cycle , Progress in
Nuclear Energy, vol. 31, No. 1/2,
（1997）.

Richland, Wa., 1987. 9. 13-17.
⑵ 笹原昭博、松村哲夫、「長半減期核種の金属燃料FBRによる消滅処理技術の開発⑴」、電中研報告T87071（1988）

第11章⑶ 笹原昭博、松村哲夫、「長半減期核種の金属燃料FBRによ⑴ L. C. Walters, et al., Performance of Metallic Fuels andBlankets in Liquid Metal Fast Breeder Reactors, Nucl.

る消滅処理技術の開発⑵」、電中研報告T88042（1989）⑷ 横尾健、姜政敏、「超ウラン元素をリサイクルする各種新Technol., 65, 179（1984）.
⑵ D. C. Wade and Y. I. Chang, The Integral Fast Reactor

型燃料高速炉の特性評価」、電中研報告T94023（1995）⑸

井上正、坂田昌弘、宮代一、松本俊一、日下部武、倉田Concept:Physics of Operaton and Safety, Nucl. Sci. Eng.,正輝、坂村義治、松村哲夫、笹原昭博、八田洋、

長半

100, 507（1988）.

減期核種の乾式分離、消滅処理基礎技術の開発

電力中⑶ H. Tsai, et al., Irradiation Performance of U-Pu-Zr Metal
Fuels for Liquid-Metal-Cooled Reactors, Proceedings of央研究所総合報告 T15 平成２年５月⑹

倉田正輝、井上正、L. Koch, J.-C. Spirlet, C. Sari, J.-F.

3rd JSME/ASME Joint Intl. Conf. on Nuclear

Babelot, 超ウラン元素含有合金の製造とその特性の把握

Engineering, Kyoto（1995）.

電力中央研究所研究報告T92005平成４年10月⑷ T.Ogata and T.Yokoo, Development and Validation of
ALFUS : an Irradiation Behavior Analysis Code for
Metallic Fast Reactor Fuels, Nucl. Technol., 128, 113（1999）.
⑸ 尾形孝成、他、「高速炉用金属燃料における液相形成温度の評価〜U-Pu-Zr合金とFeとの923Kにおける反応〜」、電中研報告T98028（1999）.

⑺

笹原昭博、松村哲夫、燃料に混入する希土類元素の影響とTRUサイクルの解析
T88042平成１年３月⑻ 倉田正輝、井上正、尾形孝成、L. Koch, J.-F. Babelot, J.L. Faugere, 超ウラン元素含有金属燃料照射試験計画 電力中央研究所研究報告 T92028、平成５年５月⑼ U-Pu-Zr三元系状態図、CRIEPI-ACTINIDE-DATABASE、
平成10年９月

126

電力中央研究所研究報告

編

集

電中研レビュー第37号「乾式リサイクル技術・金属燃料FBR研究」をお届けいたします。

後記

状況にあります。
この時機に、電中研レビューとして、次世代を目指し

本号は、当所および当所と国内・外研究機関との共同た「乾式リサイクルと金属燃料FBR」を刊行すること研究で実施してきた先進的技術である「乾式リサイクル

は、今日、各方面で議論されている将来の原子燃料サイと金属燃料FBR」に関する研究成果を、電中研レビュー

クルや原子力発電のあり方に対しての一助になるものと

No.37として刊行するものです。

確信いたします。

現在、我が国では、原子力施設の事故やFBR導入の遅れなどにより、原子力政策のあり方が議論されている読者の皆様には、ご一読の上、忌憚の無いご意見、ご叱責を戴ければ幸いです。