第章

3

実用化へのキーテク
ノロジー（実用レベ
ルを支える基盤技術）

第３章

実用化へのキーテクノロジー（実用レベルを支える基盤技術） ● 目
地球工学研究所

次

構造工学領域

上席研究員

松村

卓郎

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

廣永

道彦

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

白井

孝治

地球工学研究所

バックエンド研究センター

主任研究員

園部

亮二

上席研究員

古賀

智成

地球工学研究所

流体科学領域３−１

高温下のコンクリート塩害評価法の開発 ……………………………………………………………………………… 27

３−２

高温下の塩害・中性化複合劣化メカニズム …………………………………………………………………………… 33

３−３

鉄筋コンクリート製円筒構造物の温度ひび割れ評価 ………………………………………………………………… 38

３−４

ストリーミングと遮へい性能 …………………………………………………………………………………………… 42

３−５

部分模型を用いた自然対流除熱実験 …………………………………………………………………………………… 47３−６縮尺模型を用いた地震時転倒試験 ……………………………………………………………………………………… 50―――――――――――――――――――――――

コラム１：低放射化・高性能コンクリートの開発 ……………………………………………………………………………… 57

松村 卓郎（1988 年入所）
専門はコンクリート工学。これまで、主として、臨海コンクリート構造物の耐久性評価に関する研究を進めてきた。コンクリートキ
ャスク貯蔵技術研究では、コンクリートキャ
スクの高温条件下での塩害評価を担当した。
今後は設計・建設だけでなく、維持管理に関わる問題にも取り組みたい。
（3-1 執筆）

廣永 道彦（1983 年入所）
入所以来、一貫して放射性廃棄物処分におけるコンクリートの耐久性研究に従事。現在
は、低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設のセメント系材料の長期耐久性およびガス
透気特性に関する研究と、高レベル放射性廃棄物を対象とした低アルカリ性セメントの研究を実施している。
（3-2 執筆）

白井 孝治（８ページに掲載）（3-3、3-6 およびコラム１執筆）

園部 亮二（1992 年（株）日立製作所入社、2003 年７月より当所に出向）
出向前は六ヶ所再処理施設 オフガス設備関連の機器設計 Gr に所属し、機器設計から現地試運転助勢作業に従事していた。現在、当所では主に中間貯蔵に関連する経済産業省
からの受託研究作業に従事している。
（3-4 執筆）

古賀 智成（1988 年入所）
長年、新型炉プラントの安全、系統などの設計や伝熱流動研究に従事していたが、近年は使用済燃料中間貯蔵の除熱問題の研究に重点を移している。特に自然循環（対流）除熱の確立を目指している。
（3-5 執筆）26

３−１

高温下のコンクリート塩害評価法の開発

コンクリートキャスク貯蔵施設は使用済燃料の取扱い
解放面

上海岸付近に立地する可能性があり、施設の鉄筋コンク

45mm
分析用試料

リート構造物の塩害が懸念される。塩害による鉄筋腐食
やひび割れは、鉄筋コンクリート構造物の遮蔽機能、構

防水テープ被覆100mm

造強度を低下させる恐れがあることから、塩害評価は重要な課題である。特に、コンクリートキャスクは、図150mm

3-1-1 に示すように、たとえ屋内で貯蔵される場合でも、自然空冷式により塩分を含んだ外気に触れる機会があり、しかも、使用済燃料の発熱により 60 ℃程度の高温とな

図3-1-2塩化物イオン拡散実験に用いた試験体ることも予想されることから、高温下の塩害についての検討が必要である （1）。しかしながら、既往の塩害評価

水槽
断熱材

技術にはコンクリートの温度の影響が考慮されていない。
本節では、鉄筋コンクリートの塩害評価に関わるコン

10%NaCl水溶液

循環ポンプ

クリート中の塩化物イオンの拡散性状に与える温度の影
響、中性化の影響、ならびに鉄筋腐食の生じる限界塩分濃度に与える温度の影響を検討した実験、ならびにこれ
らの結果を基に提案した、既往の評価法をベースにした

ヒーター
試験体
200mm

塩害評価法（2）について述べる。

3-1-1

塩化物イオンの拡散係数の温度依存性（3）図3-1-3

塩化物イオン拡散実験装置の概要

普通ポルトランドセメントを用い、水セメント比（1） 実験の概要（W/C）は 40、50、60 ％の３種類とした。セメントは普実験に用いた試験体の形状は、図 3-1-2 に示すように、
直径 150mm、高さ 100mm の円柱型である。セメントは通ポルトランドセメントを用いた。試験に用いた浸漬溶
液は 10 ％塩化ナトリウム水溶液とし、温度を 25、45、65、80、90 ℃の５種類とした。試験装置を図 3-1-3 に示す。同一配合、同一温度でそれぞれ６体の試験体を用い、浸漬時間を 6 種類とした。浸漬時間は温度毎に変化させ、
14 〜 256 日間とした。

貯蔵建屋
コンクリートキャスク（2） 実験の結果

キャニスタ
高温下の塩害
使
塩分
用
熱
済
塩分
熱
燃
塩分
料

塩分を含む
外気

図3-1-1

コンクリートキャスク貯蔵方式の例と塩害の想定される部分

塩化物イオンの浸透は、濃度差拡散の支配方程式である次式の Fick の第２法則に従うとされている。

（3.1.1）

ここに、C ：塩化物イオン濃度、t ：時間、x ：表面から

電中研レビュー No.52 ● 27

拡散係数（×10 −7（cm2/sec））

増大が僅かに小さくなる傾向にあるが、アレニウス式の速度係数を拡散係数に読み替えると、拡散係数の温度依

30.0
浸漬W/C＝40％
浸漬W/C＝50％
浸漬W/C＝60％

25.0
20.0

存性は概ねアレニウス式で表現できることが分かる。温度依存性を表す活性化エネルギーは次式により定義され
る。

15.0
10.0

（3.1.3）

5.0
0.0
0

20

40
60
温度（℃）

80

100

ここに、D ：拡散係数、A ：頻度因子、Ea ：活性化エ
ネルギー、R ：気体定数、T ：絶対温度である。

図3-1-4拡散係数と温度の関係

温度 T1、T2 における拡散係数をそれぞれ D1、D2 とすると、次式が成り立つ。

の距離、D ：拡散係数である。上式の初期条件、境界条（3.1.4）

件がそれぞれ、C (x, 0)＝ 0、C (0, t)＝ C0 ＝ cnst.における解は次式となる。

すなわち、活性化エネルギーは次式により表され、拡散（3.1.2）係数の対数値を縦軸とし、絶対温度の逆数を横軸としたグラフの傾きに（− 2.30R）を乗じた値として得られる。

ここに、erf (u)：ガウスの誤差関数である。
測定された塩化物イオン濃度の深さ方向分布を最小自乗法により上式に近似し、拡散係数を求めた。得られた（3.1.5）拡散係数と温度の関係を図 3-1-4 に示す。温度が高くな
ると拡散係数は非常に大きくなる。また、水セメント比の大きいコンクリート程、拡散係数は大きい傾向がある。

図 3-1-5 の近似直線の傾きから、式（3.1.5）を用いて、活性化エネルギーを求めると表 3-1-1 の通りである。

（3） 拡散係数に与える温度の影響

W/C ＝ 40 ％の方が、W/C ＝ 50 ％および 60 ％よりも活拡散係数と温度の関係をアレニウスプロットにより表すと図 3-1-5 のようになる。W/C ＝ 50 ％と W/C ＝
60 ％では 65 ℃以上になると温度上昇による拡散係数の性化エネルギーが大きく、温度依存性が大きいことが分かる。
コンクリート試験体を用いて活性化エネルギーを求め

拡散係数の対数値（log（cm2/sec））

た例は少ないが、Page らは、セメントペーストの活性−6.0

化エネルギーを 45 ℃までの拡散セル方式の実験から求め、W/C ＝ 40、50、60 ％のセメントペーストの活性化
エネルギーは、それぞれ 41.8、44.6、32.0kJ/mol と報告している （4）。水セメント比が小さい方が活性化エネル
ギーが大きい傾向にあり、本研究の結果と同様の傾向に−7.0

表3-1-1−8.0
2.5

図3-1-528

W/C＝40％
W/C＝50％
W/C＝60％回帰直線（W/C＝40％）
回帰直線（W/C＝50％）
回帰直線（W/C＝60％）

−5.0

2.7
2.9
3.1
3.3
温度の逆数（×10 −3 1/K）

3.5

絶対温度の逆数と拡散係数の対数値の関係

活性化エネルギーの計算値

W/C
（％）

活性化エネルギー（KJ/mol）

40

46.0

40

34.5

60

34.9

ある。活性化エネルギーの値も同程度であり、拡散係数得られた温度依存性のみを採用し、既に明らかとなっの温度依存性が主にセメントペーストの性能に依存してている常温での拡散係数を温度に応じて増大させる評いるためと考えられる。また、Goto らは、60 ℃までの価式とする。常温（20 ℃）での値は実構造物の多数

ペーストの拡散セル方式の実験から、W/C ＝ 40 ％のペのデータを基に設定されている土木学会コンクリートーストで 50.2kJ/mol の活性化エネルギーを報告してい標準示方書「施工編」（平成 11 年版）（7）の評価式の値

る （5）。本実験の結果と比較すると若干大きい値であるとする。

が、Goto らの実験では、60 ℃の高温養生を行っている

実験結果に基づくと、高温下における塩分拡散係数はため、水和反応速度が大きくなり、水和生成物が緻密に次式のように評価できる。評価式で得られる拡散係数と成長しなくなり、大きな空隙が生じやすくなるため （6）

試験結果を併せて図 3-1-6 に示す。

と考えられる。水セメント比の小さい方が活性化エネル（3.1.6）

ギーが大きい理由としては、塩化物イオンのセメント硬化体への固定化に対する温度の影響、熱によるセメント

ここに、Y ：拡散係数（cm 2/sec）、T ：絶対温度（K）、ペーストの劣化などが考えられる。

A ：定数（W/C ＝ 40 ％の場合 2.27、50 ％の場合 1.90、（4） 評価式の導出

60 ％の場合 1.90）、B ：定数（W/C ＝ 40 ％の場合 0.05、

実験結果を基に、温度を変数としたコンクリート中の50 ％の場合− 0.79、60 ％の場合− 0.28）

塩化物イオン拡散係数の評価式を導出した。評価式の導出に際しては次の事項を考慮した。
①

3-1-2

65 ℃を越えると温度による拡散係数の増大が若干腐食発生の限界塩化物イオン濃度の温度依存性小さくなる傾向にあるので、安全側の評価として、（1） 実験の概要

65 ℃以下の温度依存性を用いることとする。
②

イオンの拡散はコンクリート中の液相で生じるため、予め塩分を混入した鉄筋コンクリート試験体を一定温

一般の構造物のようにコンクリートが非飽水状態の場

度、一定湿度（相対湿度 95 ％）環境に静置し、鉄筋の合には、本研究で得られた飽水状態の拡散係数よりも腐食状態を把握した。また、試験体コンクリート中の塩小さいことが予想される。そこで、非飽水状態の場合

化物イオン濃度を定量分析により把握した。鉄筋腐食状

でも温度依存性は飽水状態の場合と同じであると考え、

況と塩分濃度を比較することにより、高温下における鉄筋の腐食限界塩化物イオン濃度を評価した。

○W/C＝40％（実験値）○W/C＝50％（実験値）○W/C＝60％（実験値）
log（拡散係数） log（cm2/sec）−5

試験体は図 3-1-7 に示すように、円柱型のコンクリー
トに最小かぶりが 20mm となるように、鉄筋（φ 19mm
丸鋼鉄筋、長さ 18cm）を埋め込んだ形状とした。鉄筋

W/C＝60％（評価式）の試験区間は 8cm とし、その他の部分は防水テープで
−6
20

20 40

80

φ19丸鋼
−7

20

W/C＝50％（評価式）
試験区間
100
W/C＝40％（評価式）

−8
2.5

2.7

2.9

3.1

防水テープ
3.3

3.5

200

温度の逆数（×10 −3 1/K）

図3-1-660

提案した評価式による拡散係数の対数値と絶対温度の逆数の関係（単位：mm）

図3-1-7

限界塩化物イオン濃度評価実験に用いた試験体の形状電中研レビュー No.52 ● 29

被覆した。試験期間は 0（試験前）、2.5、5.0、11 ヶ月である。

（3.1.7）

ここに、ｙ：腐食率（％）、ｘ：塩分濃度（kg/m3）、ｂ、（2） 実験結果および評価
一般に、鉄筋の腐食発生の限界塩化物イオン濃度は、ｋ：定数である。

全塩分濃度で 1.2kg/m3 と設定されることが多い（7）。そ

腐食発生率と全塩分濃度の関係は、logistic 関数によこで、先ず、常温下のコンクリート中の塩分濃度と腐食り良好に近似できていると考えられ、全塩分濃度

発生率の関係を調べた。試験開始前の塩分量と腐食面積

1.2kg/m3 の時の腐食発生率は 80 ％程度であることが分率のデータについて、全塩分濃度を 0.4kg/m3 毎の６つかる。すなわち、通常（常温）の限界塩化物イオン濃度の濃度区分に分け、各区分における腐食した鉄筋と腐食は、腐食発生率 80 ％程度を考えた場合の値であると判していない鉄筋の本数を調べ、腐食発生率（腐食した鉄断できる。このため、以降の検討では腐食発生率 80 ％筋の本数／（腐食した鉄筋の本数＋腐食していない鉄筋時の全塩分濃度を限界塩化物イオン濃度と定義し、これの本数）％）を算出した。図 3-1-8 に、腐食発生率とコを評価指標とした。なお、試験期間の増大に伴う限界塩

ンクリート中の全塩分濃度との関係を示す。また、腐食

化物イオン濃度の上昇あるいは低下の傾向は認められず、発生率と全塩分濃度との関係を次の logistic 関数を用い試験期間の影響は小さいと考えられたため、以降の検討て近似した。

では試験期間の区別は行わないこととした。
65 ℃、90 ℃の各温度における腐食発生率と全塩分濃度の関係を図 3-1-9 に示す。90 ℃における限界塩化物イ

近似曲線
測定値

120

オン濃度は 65 ℃の場合よりも大きい。温度が高くなると一般に腐食速度が増大するため、限界塩化物イオン濃腐食発生率％

100
80

度が小さくなることも予想されたが、65 ℃における限60

界塩化物イオン濃度は約 1.2kg/m3 と常温と同程度、

40

90 ℃では約 1.6kg/m 3 と常温よりも大きな値となった。

20

今回の実験では、温度により限界塩化物イオン濃度が低下する可能性は小さいと考えられる。

00

0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2
全塩分濃度（kg/m3）

また、水セメント比と限界塩化物イオン濃度の関係を
図 3-1-10 に示す。水セメント比が大きくなると限界塩

図3-1-8常温下の腐食発生率と全塩分濃度の関係

近似曲線
測定値

120

120

腐食発生率％

腐食発生率％

80
60
40

80
60
40
20

20

0
0

0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2
全塩分濃度（kg/m3）(a) 65℃

図3-1-9

30

近似曲線
測定値

100

100

0

化物イオン濃度は大きく低下し、特に、水セメント比

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2
全塩分濃度（kg/m3）(b) 90℃

腐食発生率と全塩分濃度の関係（温度の影響）

腐食率80％時の濃度
単位セメント量の0.4％相当濃度

全塩分濃度（kg/m3）

2

3-1-3

1.6
1.2

高温下の中性化が塩化物イオン拡散係数に与える影響（1） 実験の概要

0.8

試験体は、全体を速やかに中性化させるため、直径

0.415cm、高さ 15cm で、中心に直径５ cm の孔を有する円筒形状とした。試験体は同一要因について 2 体とした。

0
30

40

50
W/C（％）

60

70

試験体全体が中性化したことを確認した後、塩水噴霧試
験に供した。比較のため、中性化させない試験体の塩水

図3-1-10

W/Cと限界塩化物イオン濃度の関係

噴霧試験を同条件で実施した。中性化試験の炭酸ガス濃度は 15 ％、非中性化試験の炭酸ガス濃度は空気中の濃60 ％の場合に顕著である。一方、コンクリート中の塩度（約 0.03 ％）である。試験要因は、水セメント比（40、分は単位セメント量の 0.4 ％程度までフリーデル氏塩等

50、60 ％）、塩水噴霧時の温度（40、65 ℃）とした。中によりコンクリートに固定化されるとの報告もあること性化試験ならびに非中性化試験は 9 週間行い、塩水噴霧から、各 W/C の試験体の配合から単位セメント量の試験は、温度 40 ℃の場合には 6 週間ならびに 10 週間、

0.4 ％を算出し、限界塩化物イオン濃度と比較した。図温度 65 ℃の場合には 6 週間ならびに 15 週間行った。試3-1-10 に示すように、W/C ＝ 60 ％を除けば、限界塩化

験条件は、中性化試験ならびに非中性化試験時の温度

物イオン濃度と単位セメント量の 0.4 ％の値はほぼ一致

65 ℃、湿度 30 ％、塩水噴霧試験時の湿度 50 ％である。

しており、常温と同程度の割合で塩分の固定化が生じて（2） 実験の結果いると考えられる。
以上を総合的に考えると、温度 65 ℃〜 90 ℃の範囲で

全塩分濃度の深さ方向分布から拡散係数を求めた結果

は、温度が高くなっても限界塩化物イオン濃度は低下せを図 3-1-11 に示す。温度により中性化の影響は異なっ

3

ず、常温における値 1.2kg/m を高温コンクリート中のたものとなっている。65 ℃では、中性化したコンクリ

鉄筋腐食の限界塩化物イオン濃度と見なしてもよいと考ートの拡散係数は中性化していないコンクリートの拡散えられる。

係数と比較して同程度以下である。したがって、65 ℃
では中性化により拡散係数は増大しないと考えられる。

3025

拡散係数（×10 −8cm2/sec）

拡散係数（×10 −8cm2/sec）

一方、40 ℃においては、水セメント比 40 ％では中性化

塩水噴霧10週間

20
15
10
5
0

中性化有 中性化無 中性化有 中性化無 中性化有 中性化無W/C＝40％
W/C＝50％
W/C＝60％(a) 40℃の実験結果

図3-1-11

8
7
6
5
4
3
2
1
0

塩水噴霧15週間

中性化有 中性化無 中性化有 中性化無 中性化有 中性化無W/C＝40％
W/C＝50％
W/C＝60％(b) 65℃の実験結果中性化したコンクリートの拡散係数

電中研レビュー No.52 ● 31

したコンクリートと中性化していないコンクリートの拡温度を変化させた例

散係数は同程度であるが、水セメント比 50、60 ％では
1.6

コンクリートの拡散係数の 1.6 倍程度である。このような特定の条件下での拡散係数の増大に関する報告は少な
く、理由は不明であるが、水セメント比 50 ％以上のコ
ンクリートの場合には中性化によりコンクリートの塩化

塩害照査値（Cd/Clim）

中性化したコンクリートの拡散係数は中性化していない
1.4

設計供用期間40年
水セメント比40％
表面濃度1.3kg/m3

温度40℃
温度50℃
温度60℃

塩
害
が
生
じ
る

1.2
1.0

塩
害
が
生
じ
な
い

0.8
0.6

物イオン拡散係数は増大する可能性があると考えられる。
0.4
45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105
かぶり（mm）

3-1-4

高温下のコンクリート塩害評価法
図3-1-13一般に、鉄筋コンクリートの塩害は、コンクリートへ

高温下における塩害評価の例（中性化の影響が無い場合）の塩化物イオンの浸透、鉄筋腐食の発生、進行、腐食によるひび割れの発生、腐食の著しい進行という劣化過程

計値、C 0 ：コンクリート表面における塩化物イオン濃を経ると考えられている。この塩害の劣化過程と耐荷力、度（kg/m 3 ）（文献（9）による）、c ：かぶり（mm）、変形などの構造的な性能の関係は十分に明らかにされて

t ：設計耐用年数（年）、D d ：中性化を考慮した塩化物

いないが、腐食によるひび割れが生じるまでは、構造性

イオンの拡散係数（cm2 ／年）で次式による能はほとんど低下しないことが知られている （8）。した（3.1.9）がって、安全側ではあるが、鉄筋腐食の発生を限界状態とすれば、構造性能が低下しないことを評価することがこ こ に 、 D p ： 塩 化 物 イ オ ン の 拡 散 係 数 （ c m 2 / 年 ）、できる。
（図 3-1-12 参照）

F ：中性化の影響を考慮する係数、T ：絶対温度（K）、

鉄筋腐食の発生を限界状態とした評価方法は次のとおA ：定数（W/C ＝ 40 ％以下の場合 2.27、41 〜 50 ％の場りである。まず、次式により、コンクリート中の塩化物

合 1.90、51 〜 60 ％の場合 1.90）、B ：定数（W/C ＝

イオン浸透の予測を行い、設計供用期間終了時の鉄筋位

40 ％以下の場合 7.55、41 〜 50 ％の場合 6.71、51 〜 60 ％置の塩化物イオン濃度を評価する。

の場合 7.22）
次に、次式により、鉄筋腐食の限界塩化物イオン濃度（3.1.8）未満であることを照査する。

（3.1.10）

ここに、C d ：鉄筋位置における塩化物イオン濃度の設

ここに、Ｃ lim ：鉄筋腐食発生限界濃度（＝ 1.2 kg/m3）
塩化物イオン
鉄
筋
の
深
さ
の
塩
化
物
イ
オ
ン
濃
度

コンクリート

腐食発生限界濃度（限界値）

鉄筋

図 3-1-13 に塩害評価の試算例を示す。コンクリート
表面の塩化物イオン濃度が 1.3kg/m3 の場合、水セメン
ト比 40 ％のコンクリートを使用すれば、コンクリート

限界濃度を超えないことを判定の温度が 40 ℃、50 ℃、60 ℃の場合それぞれ、かぶり（鉄筋の埋込み深さ）55mm、65mm、85mm があれば、予測値

供用期間 40 年間の健全性は保証される。
設計供用年数
経過年数

この評価法は、構成される評価式の適用範囲から、
90 ℃までの温度範囲で使用される水セメント比 40 ％〜

図3-1-1232

塩害評価法の概念

60 ％の鉄筋コンクリート構造物に適用できる。

３−２

高温下の塩害・中性化複合劣化
メカニズム

ら燃料による発熱が作用するとともに、コンクリートのを作用

品質上、塩分飛散による塩害、空気中の二酸化炭素の影③（1）

響による中性化による劣化が懸念される

塩分を含有（0、2、4 kg/m3）させたものに中性化②

コンクリートキャスクは、その貯蔵形態から、内部か

中性化および熱の作用後に塩水噴霧を作用
上記の試験手順をそれぞれ図 3-2-1、2、3 に示す。

。

本研究は、コンクリートキャスク貯蔵技術の確立のた

図 3-2-1 〜 3 で示した分析・測定項目のうち、塩分量めの検討の一環として、熱と塩害、中性化の複合劣化に

分析、中性化測定は前節 3-1 で実施した。本節では化学

ついて、実験・化学分析に基づき検討したものである。

分析を主体に複合劣化作用前後の試験体を分析して、その劣化状況を観察することによって、変質のメカニズムについて検討を実施した。なお、試験体はいづれもペー

3-2-1 試験方法

スト試験体とした。分析項目は以下のとおりである。
①

熱、塩害、中性化によるコンクリートの複合劣化を解熱と中性化および熱と塩害、塩害と中性化の複合化に明するために実施した試験項目は、以下のとおりである。
①

よって、生成した結晶性のセメント水和物の同定を行い、塩水噴霧後に中性化を作用

塩

害

中

害

中

性

化
分析、測定
・中性化測定・化学分析等中性化試験（温度65℃、湿度30％、炭酸ガス濃度15％）

塩分を含有（0、2、4 kg/m3）させたものに中性化を作用させた
場合の試験手順中

図3-2-3

分析・測定
・塩分量分析
・中性化測定・化学分析等

塩水噴霧後に中性化作用の手順

塩分混入試験体（C1-0、2、4、6 kg/m3）

試験体（C1-0 kg/m3）化

非中性化試験
（温度65℃、湿度80％、炭酸ガス濃度０％）

図3-2-1

塩性

中性化試験（温度65℃、湿度30％、炭酸ガス濃度15％）

塩水噴霧試験
（温度40℃、湿度
100％、塩水噴霧
５分／６時間）

図3-2-2

X 線回折

性

化

中性化試験
（温度65℃、湿度30％、炭酸ガス濃度15％）
非中性化試験
（温度65℃、湿度30％、炭酸ガス濃度０％）

塩害

塩水噴霧試験
（温度40℃、湿度
50％、塩水噴霧５分／６時間）

分析・測定
・塩分量分析
・中性化測定・化学分析等

中性化および熱の作用後に塩水噴霧を作用させた場合の試験手順

電中研レビュー No.52 ● 33

セメント水和物の結晶相に与える影響の確認を行うこと

表面（塩水噴霧方向）を目的として実施した。
②

Cl 侵入領域

示差熱分析
健全部

熱と中性化および熱と塩害、塩害と中性化の複合劣化によって、生成した水和物の質量変化と熱量による同定
および定量を行うことを目的として実施した。
③

Ｘ線マクロアナライザー（以下「EPMA」と記す）

図 3-2-4

塩水噴霧後の Cl イオンの EPMA 分析結果

熱と中性化および熱と塩害、塩害と中性化の複合劣化に実施した。
④

細孔径分布
熱および中性化、塩害の影響が試験体の空隙径に与え0.03
空隙率：24.5％

0.20

0.10

0.00

る影響を把握するために実施した。
⑤

0.30

固相・結晶水水分分析装置（以下「NMR」と記す）

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

Cl の浸入深さと濃度を元素分布結果より確認するため

累積細孔容積（m/g）

によって塩分浸透した、CO2 接触面・塩分浸透面からの0.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

熱および熱と中性化が、セメント水和物の主要水和物であるカルシウムシリケート水和物（以下「C-S-H ゲル」

図 3-2-5（1/2） 塩水噴霧前（初期試料）の細孔径分布

分析結果を以下に示す。
これらの結果を取りまとめると各試験条件下における劣化状況は以下の通りである。
１）塩水噴霧後に中性化を作用させた試験体の分析結果
温度 40 ℃、湿度 100 ％で塩水噴霧を８週間継続させ

0.30

0.03
空隙率：16.8％

0.20

0.10

0.00

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

3-2-2 試験結果

累積細孔容積（m/g）と記す）に与える影響の変化を調査するために実施した。

0.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

た試験体を、温度 65 ℃、湿度 30 ％で４〜８週間中性化
および熱環境条件に設置したペースト試験体の分析結果

図 3-2-5（2/2） 塩水噴霧後の細孔径を以下に示す。
（a） 塩水噴霧（温度 40 ℃、湿度 100 ％、９週間設置）

試験体表面から内部に向かって中性化していることが後の試験体の状況確認された。EPMA および示差熱分析の結果から、塩EPMA の結果から、塩素イオンの浸入は表面から数水噴霧により確認されていたフリーデル氏塩は乖離して、ミリであった。塩素イオンが浸入している部分にはフリ

中性化深さよりも内部側に塩素イオンの濃縮部が確認さーデル氏塩の生成が確認されたが、浸入していない部分れた。塩水噴霧時には確認されなかった、Aragonite とにはフリーデル氏塩の生成は確認されなかった。空隙径

Vaterite が確認された。また、中性化 4 週間から８週間

分布は初期試料とほぼ同じ形態であったが、空隙率が塩になっても、生成水和物、空隙率等に大きな相違はみと素イオンの浸入に関わらず全体的に数％低減していた。

められなかった。

図 3-2-4 に EPMA 分析結果、図 3-2-5 に細孔径分布測定結果を示す。
（b） 塩水噴霧後の中性化試験結果（温度 65 ℃、湿度
30 ％、４週間）

34

図 3-2-6 に塩水噴霧後、中性化４週間進行させた試験
体の EPMA 分析結果、図 3-2-7 に同細孔径分布を示す。
さらに、塩水噴霧後の熱試験体で、上記と同じ条件で８週間設置も行ったが、各分析結果とも、４週間設置しされていたが、この場合は完全に Ca（OH）2 が消失してCl イオン濃縮部

表面（中性化作用方向）いるのが確認された。中性化していない部分は初期試料
中性化進行領域とほぼ同じ水和物構成であった。熱のみの影響を受けた
試験体も初期試料とほぼ同じ水和物構成であることが確認された。中性化した部分の空隙率および空隙径の分布

健全部

は塩分含有量 0 kg/m3 とほぼ同じ傾向であった。中性化
していない部分の空隙率および空隙径の分布は初期試料とほぼ同等であった。一方、熱のみの影響を受けた試験

図 3-2-6

塩水噴霧後､ 中性化４週間試験体のCl イオンの EPMA 分析結果

体の表面は、塩分含有量 0 kg/m3 と同様の傾向であったが、EPMA による分析結果で、表面近傍で塩素イオン

0.03
空隙率：11.8％

0.20

0.10

0.00

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

期試料と同様の空隙径分布であることが確認されたが、細孔容積（m/g）

累積細孔容積（m/g）の試験体内部の移動が見られた付近より内部の部分は初
0.30

0.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

比較的大きな空隙径が増加している傾向であった。
図 3-2-8 に塩分含有量 0 kg/m3、図 3-2-9 に塩分含有
量２ kg/m3 の細孔径分布測定結果、図 3-2-10 に EPMA
分析結果を示す。
また、塩分含有量 4 kg/m3 の試験体における各分析結
果は、塩分含有量 2 kg/m3 の試験体とほぼ同様の傾向であった。

塩水噴霧後､ 中性化４週間試験体劣化部の細孔径分布

２）塩分を含有した試験体の中性化試験体の分析結果
塩分含有量を 0、2、4 kg/m 3 にした試験体を温度
65 ℃、湿度 30 ％で８週間設置した試験体の分析結果を0.30
空隙率：16.05％

0.20

0.10

0.00

以下に示す。

0.03（a） 塩分含有量 0 kg/m3 の分析結果

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

たものと同じような傾向であった。

累積細孔容積（m/g）

図 3-2-70.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

中性化の影響により表面付近に炭酸カルシウムの生成が確認された。熱のみの影響を受けた試験体の水和物は

図 3-2-8（1/2） 塩分含有量０ kg/m3 中性化部の細孔径分

構成は初期試料と同じであった。中性化した部分の空隙と同様であった。一方、熱のみの作用を受けた試験体は空隙率は変わらないものの、空隙径の分布に大きな相違が現れた。１）の塩素イオンが浸入した部分と同様に通常 C-S-H ゲルが分布していると考えられている３ nm 付
近の空隙径が極端に低減していた。
（b） 塩分含有量 2 kg/m3 の分析結果

0.30

0.03
空隙率：24.08％

0.20

0.10

0.00

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

的に各空隙径の頻度も減少していた。これは１）の結果

累積細孔容積（m/g）

率は初期試料の半分程度に低減しているとともに、全体0.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

中性化の影響により表面付近に炭酸カルシウムの生成が確認されたが、0 kg/m3 には若干の Ca（OH）2 が確認

図 3-2-8（2/2） 塩分含有量０ kg/m3 健全部の細孔径分

電中研レビュー No.52 ● 35

0.30

0.03
空隙率：15.56％

0.20

0.10

0.00

0.02

0.01

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

累積細孔容積（m/g）

た。これは、熱と中性化の複合劣化が作用した場合に、いづれの条件でも確認された水和物である。熱のみを作用させた試験体は初期試料とほぼ同じ水和物構成であった。中性化した部分の空隙率は初期試料の半分程度に低減しているとともに、全体的に各空隙径の頻度も減少しているが、中性化していない部分の空隙率・空隙径頻度

0.00

細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

は初期試料とほぼ同程度であった。この傾向はいづれの試験条件で得られた結果と同じである。
一方、熱のみの作用を受けた試験体は空隙率は変わら3

図 3-2-9（1/2） 塩分含有量２ kg/m 中性化部の細孔径分布

ないものの、空隙径の分布に大きな相違が現れた。2）0.30

分布していると考えられている 3nm 付近の空隙径が極0.03
空隙率：24.09％

0.20

0.02

0.10

0.01

0.00

0.00

0.00360.011 0.110 3.000

細孔直径（μm）

180.000

細孔容積（m/g）

累積細孔容積（m/g）の塩素イオンが浸入した部分と同様に通常 C-S-H ゲルが細孔容量（ml/g）
累積細孔容積（ml/g）

端に低減していた。既往の知見では熱による C-S-H ゲルの影響が 60 ℃程度から生じることが指摘されているこ.
とから、同様の現象が生じたと思われる。
（b） 温度 40 ℃、湿度 50 ％での塩水噴霧試験体の分析結果
中性化の影響により表面付近に炭酸カルシウムの生成が確認されたが、上記（a）の試験終了時には若干の Ca

図 3-2-9（2/2） 塩分含有量２ kg/m3 健全部の細孔径分布（OH）2 が確認されていたが、この場合は完全に Ca（OH）2が消失しているのが確認された。また、フリーデル氏塩は確認されなかった。中性化していない部分は初期試料とほぼ同じ水和物構成であった。
一方、熱のみの影響を受けた試験体は、塩素イオンが浸入している部分にはフリーデル氏塩の生成が確認されたが、浸入していない部分にはフリーデル氏塩の生成は確認されず、初期試料とほぼ同じ水和物構成であること

図 3-2-10

塩分含有量２ kg/m3 試験体のCl イオンの EPMAが確認された。中性化した部分の空隙率は初期試料の半分程度に低減しているとともに、全体的に各空隙径の頻度も減少していた。この傾向はいづれの試験条件と同じ

３）中性化および熱を作用させた後に塩水噴霧した試験
体の分析結果である。中性化していない部分の空隙率および空隙径の分布は初期試料とほぼ同等であった。

温度 65 ℃、湿度 30 ％で中性化および熱環境条件下に一方、熱のみの作用を受けた試験体は空隙率は変わら

９週間設置した後、温度 40 ℃、湿度 100 ％で塩水噴霧

ないものの、空隙径の分布に大きな相違が現れた。a.のさせた試験体の分析結果と、温度 65 ℃、湿度 30 ％で中塩素イオンが浸入した部分と同様に通常 C-S-H ゲルが分性化および熱環境条件下に９週間設置した後、温度布していると考えられている 3 nm 付近の空隙径が極端65 ℃、湿度 100 ％で塩水噴霧させた試験体の分析結果をに低減していた。既往の知見では熱による C-S-H ゲルの示す

影響が 60 ℃程度から生じることが指摘されているが、（a） 温度 65 ℃、湿度 30 ％での中性化および熱試験体の本試験条件での温度は 40 ℃であるため、温度の影響に

分析結果

塩素イオンによる影響が加味されたためと考えた。

中性化した部分には Aragonite と Vaterite が確認され（c） 温度 60 ℃、湿度 50 ％での塩水噴霧試験体分析結果

36

30

30
塩水後中性化表面
塩水後中性化健全部
塩水後熱表面
塩水後熱健全部

20
15
10
5

25
空隙率（％）

空隙率（％）

25

0

初
期
試
料

図 3-2-11

８塩
週水
間噴
後霧

中８塩
性週水
化間噴
４後霧
週
間

20
15
10
5

中８塩
性週水
化間噴
４後霧
週
間

0

塩水噴霧（40℃）後中性化（65℃）環境下での空隙率の変化
図 3-2-13

塩分 0

中性化 8M

25

塩分 0

熱 8M

20

塩分 2

中性化 8M

塩分 2

熱 8M

塩分 2

中性化 8M

10

塩分 2

熱 8M

5

塩分 4

中性化 8M

表面

0

塩分 4

中性化 8M

健全部

塩分 4

熱 8M

表面

塩分 4

熱 8M

健全部

15

初
期
試
料

８作中
週用性
間条化
後件お
下よ
び

中性化 4014M

中性化 40 14M
熱 40

14M

熱 40

14M

中性化 4014M

中性化 40

14M

熱 40

14M

熱 40

14M

塩分含有試験体（2、4 kg/m3）の 40℃環境下での中性化および熱環境 14 週間での空隙率
の変化

30

表面

表面

空隙率（％）

空隙率（％）

30

図 3-2-12

14 熱 中
週作性
間用化
後条お
件よ
下び

初
期
試
料

塩分 2
表面
塩分 2
健全部
塩分 2
表面
塩分 2
健全部
塩分 4
表面
塩分 4
健全部
塩分 4
表面
塩分 4
健全部

25
20

中性化 65℃ 9M 表面
中性化 65℃ 9M 健全部
熱 65℃ 9M 表面
熱 65℃ 9M 健全部

15
10
5
0

3

塩分含有試験体（0、2、4 kg/m ）の 65℃
環境下での中性化および熱環境８週間での空隙率の変化初期
試料

図 3-2-14

熱中
環性
境化
９お
Ｍよ
び

塩熱中
水条性
噴件化
霧９お
６Ｍよ
Ｍ後び

塩熱中
水条性
噴件化
霧９お
15 Ｍ よＭ後び

65℃環境下での中性化および熱作用
後の塩水噴霧試験体の空隙率の変化

構成水和物は温度 40 ℃の場合といづれも同じである。
空隙率および空隙径の分布も 40 ℃の場合とほぼ同じ傾向であったが比較的大きな空隙径のものが増加している。
ここで、図 3-3-11 〜 14 に各試験における空隙径分布の変化を示す。

熱および塩分が C-S-H ゲルに与える影響を検討するた
めに、図 3.3-15 〜 17 に NMR の分析結果の一例を示す。
その結果、いづれの分析結果に共通していることは、
中性化の影響を受けた部分に塩素イオンが浸入した部分

この図から、いづれの試験結果からも、中性化の影響

は、C-S-H ゲルの構造骨格が変化しているということでを受けた部分は空隙率が減少していることがわかる。逆ある。中性化した部分に塩素イオンが作用している部分に、それ以外の部分に大きな空隙率の変化は見られない。

は Q3、Q4 のスペクトルピークが確認されている。これ

一方、先に示したように、個々の空隙径分布を見ると、は、先の NMR の分析方法で示したように、通常、鎖状

その相違は明らかである。すなわち、熱の影響、特にの構造を示す構造のセメント水和物が明らかに変化して65 ℃の場合は C-S-H ゲルまでもが大きな影響を受けてはいることを示しているものである。

いるが、比較的大きな空隙径が増加しているため、空隙

この結果から、中性化と塩素イオンの影響が作用して率の値は変わらないが、物質移行に大きな影響は生じる

いる部分は、セメントの特性を支配するカルシウムシリと思われる。ここで、初期に塩分を含有した試験体をケート水和物が変質していることであり、物質移行に対40 ℃の環境に設置した試験体でも 65 ℃と同様の空隙径する耐久性が著しく低下していることを示すと思われる。

分布であることが今回の試験で確認された。これは、可これらの結果から、中性化している部分を一つの指標

溶性塩分によりセメント中の Ca 成分が遊離し、C-S-Hと考え、複合劣化の進行を考慮すべきと思われる。

ゲルまで影響を及ぼしたものと考えられた。

電中研レビュー No.52 ● 37

Q1

Q0

Q0
Q2

Q4

Q2

中性化８週65℃（Cl＝0kg/m3）

初期試料65℃（Cl＝0kg/m3）※※

0−20 −40 −60 −80 −100 −120 −140 −160
（PPM）

図3-2-15

初期試料のNMR分析結果

Q1

Q2

0 −20 −40 −60 −80 −100 −120 −140 −160
（PPM）

図3-2-17

熱と中性化を作用させた試料のNMR分析結果

3-2-3

まとめ

熱と塩害、中性化の複合劣化の進行は、まず熱の影響
Q0により比較的空隙径の大きな分布に変化することが大きな要因の一つと考えられた。
次に、中性化した部分に塩素イオンの浸入があった場
合には、セメント系材料の水和物およびその構造に影響を与えることがわかった。一方、いずれの条件でも中性

0 −20 −40 −60 −80 −100 −120 −140 −160
（PPM）化した部分で塩素イオンの浸入が見られた部分では、水和物構成、構造骨格および空隙径分布におおきな変化が

図3-2-16

熱のみを作用させた試料のNMR分析結果認められることから、複合劣化に対する評価は中性化の進行深さが指標の一つとして有効と考えられた。

３−３

鉄筋コンクリート製円筒構造物の温度ひび割れ評価

コンクリート製貯蔵容器は、その供用期間中、使用済
燃料の発熱により高温環境下にさらされるため、温度上計としており、コンクリートキャスクの排気口近傍で局所的な高温化が予想される（図 3-3-1 参照）。

昇に伴う熱膨張や温度応力により、外周部にひび割れの

本節では、温度荷重が作用するコンクリートキャスク

発生が想定される。4-1 節でも詳述するが、鉄筋コンクのひび割れ発生を評価するため、ひび割れ幅等を解析的リート製貯蔵容器のコンクリート温度制限値については、に評価する手法について述べる。まず、切り欠きを導入

長期的には温度荷重、短期的には地震時に自重の慣性力した無筋コンクリート梁試験体を用いて高温破壊靭性試

しか作用しないこと、品質の優れたコンクリートを使用

験を行い、破壊力学パラメータの温度依存性を取得した。

することを前提として、局所的には 90 ℃を許容する設

さらに、RC 円筒構造物を用いた伝熱試験を実施し、数38

キャスク高さ
（mm）

温度℃
30°

5000

使用済燃料
コンクリート

3000

B
人工欠陥
a/W＝0.5

３mm

W

4000

S1

a

冷却空気出口a

コンクリート
キャスク

S

バスケット

L

キャニスタ
2000

図3-3-2

試験体の形状1000

ート梁とした。人工欠陥は、打設時に梁中央に金属製プ

冷却空気入口0

図3-3-10500 1000
胴部厚さ（mm）

コンクリートキャスクの温度分布例

値解析を行い、ひび割れ幅の定量化を行った。

レートを打設方向と平行に仕上げ面側に挿入した。人工欠陥の形状は、先端に 30 度の鋭角を有し、深さ a は高さ W の 1/2、幅 3mm である。

（3） 試験方法
500kN 容量の電気油圧式サーボ型試験機を用いて、変3-3-1

位速度一定条件下で４点曲げ載荷により破壊靭性試験を

高温破壊靭性試験実施した。載荷スパン S は 800mm、載荷治具のスパン（1） 使用材料

S1 は 100mm である。試験温度は 20、65、90、120、試験では、普通ポルトランドセメント（比重 3.16）を150 ℃の 5 温度とし、試験体を恒温槽（20、65、90 ℃で使用した。表 3-3-1 に、使用した骨材の物理特性を示す。

は湿度 65 ％ RH）で養生し、水中取出重量に対する養生

骨材は、JASS5N（１）で規定される仕様を満足する材料

中の重量変化率が一定となった時点（温度養生期間：約とした。表 3-3-2 に、コンクリートの配合を示す。水セ

５週間）で試験に供した。試験体数は、各試験温度につメント比は 60 ％、スランプは 10cm、空気量は 4.5 ％とき６体とした。

した。また、混和剤には、ポゾリス No.70 を使用した。
（4） 試験結果（2） 試験体（a） 破壊靱性値 KIC の算出

図 3-3-2 に、試験体の形状を示す。試験体は、幅

ASTM の手順を参照し、試験時の載荷力−開口変位

B100mm ×高さ W200mm ×長さ L1,260mm のコンクリ（CMOD）から立ち上がりの勾配より５％少ない勾配を持つ直線の交点から荷重 PC を求め、次式に従い KIC 値を

表3-3-1

骨材の物理特性算出した（2）（α＝ a/W）
。

骨材

細骨材

粗骨材

産地

大井川水系川砂

大井川水系川砂利

表乾比重

2.61

2.64

吸水率

1.56％

0.77％

最大寸法

５mm

20mm

粗粒率

2.63

6.63

表3-3-2（b） 破壊エネルギ GF の算出
破壊エネルギ GF は、次式に従い算出した（3）。

コンクリートの配合

ここで、W0 は試験体が破断するまでの荷重― CMOD

単位量（kg/m3）

W/C
％

S/a
％

C

W

G

S

混和剤

60

53.5

280

168

974

858

4.48

曲線下の面積、W1 ＝ 0.75（S/L ・ m1+2m2）g ・ CMODc は試験体の自重および載荷治具がなす仕事、Alig はリガメ

電中研レビュー No.52 ● 39

ントの面積、m 1 は試験体の質量、m 2 は載荷治具の質量、引張軟化特性の温度依存性を示す。90 ℃までは温度上

S は載荷スパン、L は試験体長さ、g は重力加速度、昇に伴い引張強度が漸減し、限界仮想ひび割れ幅も大き

CMODC は破断時のひび割れ開口変位である。

くなる。一方、120 ℃〜 150 ℃では、引張強度がやや回（c） 破壊靱性値及び破壊エネルギの温度依存性

復し、限界仮想ひび割れ幅も室温に比べ増加している。

図 3-3-3 に、破壊靱性値 KIC と破壊エネルギ GF の温度依存性を示す。K IC は 65 ℃までほぼ一定値であるが、3-3-2

RC 円筒構造体の伝熱試験

90 ℃で減少後、温度の上昇に伴い大きくなる傾向にある。一方、GF は 65 ℃までは温度の上昇に伴い大きくな（1） 試験体および試験方法

るが、90 ℃で若干減少後、温度の上昇に伴い大きくな

図 3-3-5 に示す外径 1200 ×内径 590 ×高さ 1000mm のる傾向にある。コンクリート材料は、65 〜 90 ℃付近に円筒試験体を製作し、伝熱試験を実施した。試験体は、

おいて熱の影響により鉱物組成が変化することが指摘さ

内面に厚さ 9.5mm の鋼製ライナプレートを設置し、コ

れており

（4）

、破壊力学パラメータも鉱物組成の変化に伴い大きく変動している。
（d） 引張軟化特性の温度依存性
破壊靭性試験で得られた荷重― CMOD 曲線より、日縦筋（D13）20mm

本コンクリート工学協会から提案されている多直線近似

0.3

0.4

0.2

0.2

0.1

20

40

60

80

0
100 120 140 160

テフロンシート（厚さ 0.25mm×２）

KIC と GF の温度依存性

2

20℃

1
0

0

0.04
0.08
0.12
仮想ひび割れ幅（mm）

0.16

解析結果１
解析結果２
解析結果３

3
2

90℃

1
0

0

図3-3-440

4σ t ＝ 3.0MPa
引張応力（MPa）

解析結果１
解析結果２
解析結果３

3

図 3-3-54

σ t ＝ 3.3MPa
引張応力（MPa）

引張応力（MPa）

4

コンクリート185 60切り欠き

Temperature（℃）

図 3-3-3

50

62.5

0.6

610
590

7@125＝ 875
1000

0.4

62.5

0.8

0

ライナー
プレート
厚さ 9.5mm

GF

GF（N/mm）

KIC（MP am0.5）

切り欠き

0.5

1.0

0.0

10mm
1200

法（3）を用いて、引張軟化特性を推定した。図 3-3-4 にKIC

テフロンシート（厚さ 0.25mm×２）

フープ筋（D16）

0.04
0.08
0.12
仮想ひび割れ幅（mm）

0.16

引張軟化特性の温度依存性

試験体の形状寸法

σ t ＝ 3.3MPa

3

解析結果１
解析結果２
解析結果３

2

150℃

1
0

0

0.04
0.08
0.12
仮想ひび割れ幅（mm）

0.16

ンクリートとの拘束を緩和するために、間に厚さ約3-3-3

温度ひび割れ解析

0.25mm のグリスを塗布したテフロンシートを２枚挿入した。コンクリートの配合は、破壊靭性試験で使用した（1） 解析方法

材料と同一である。鉄筋はフープ筋に D16、縦筋に D13

解析には二次元有限要素法プログラム CRANCYL をを用い、鉄筋比が周方向で 1.07 ％、軸方向で 0.48 ％とし用いた。CRANCYL は、重力ダムのひび割れ解析プロた。また、試験体には、幅 10mm、高さ 20mm のくさび

グラム CRAN（5）をベースに改良したもので、線形弾性型の切り欠きを導入した。切り欠き開口部にクリップゲ

体のみを対象として、線形破壊力学に基づく離散ひび割ージを取り付け試験中の開口変位を測定した。また、試れモデルにより、ひび割れ発生や進展を評価できる。

験体表面にはひずみゲージおよび熱電対を、試験体内部

解析条件は平面ひずみ条件とし、鉄筋についてはひびには熱電対を取り付け、応力状態や温度分布を測定した。

割れが発生後にはひび割れ面に鉄筋部の等価剛性を有す

加熱条件については、恒温槽内に試験体を設置後、試る接触バネを負荷し、鉄筋の引き抜きをモデル化した。

験体および恒温槽内の雰囲気温度を 38 ℃まで加熱・保ひび割れモデルでは、コンクリートの引張強度、破壊靱持したまま、試験体内面の温度が 90 ℃になるまで加熱

性値、引張軟化曲線等の物性値および境界条件の温度デヒータによって昇温した。この時の昇温速度は、約 2 ℃

ータは実測値を用いた。また、ライナプレートは拘束を/h とした。その後、一定時間保持した後、自然冷却し緩和させるテフロンシートの効果を導入するため、コンた。この間の切り欠きの開口変位、ひずみおよび温度デクリートと同じ線膨張係数を用いた。なお、弾性係数、ータを収得するとともに試験後の試験体のひび割れ状況

引張強度、破壊靱性値は、ばらつきを考慮し、正規分布を記録した。

（変動係数 0.1）に従うものとした。

（2） 試験結果（2） 解析結果

最初のひび割れは、切欠部で約 190 時間後に発生し、

図 3-3-7 にひび割れの発生の状況を示す。ひび割れは

ひび割れ発生時の温度差は約 7 ℃であった。また、試験

貫通ひび割れと微少なひび割れが発生しており、比較的中の切り欠き先端でのひび割れ幅は最大 0.2mm であっ

良く試験結果を表している。
また、図 3-3-8 に切欠き先端でのひび割れ幅を測定値た。
図 3-3-6 に試験後の試験体のひび割れ状況を示す。切と比較して示す。ひび割れは、199 時間後に切り欠き先欠き以外でも端部にはひび割れが発生し、上面ではライ端で発生し（温度差 11 ℃）、215 時間後に貫通した。解ナプレートまで貫通するひび割れも発生した。これらの析で得られたひび割れ発生時刻は、実験値と良く一致しひび割れは、ほぼ縦筋の位置に発生していた。

ているが、最大ひび割れ幅では、測定値の 0.2mm に対し、解析値では 0.32mm と 1.5 倍程度の値であり、実用上十分な精度で再現されている。

切り欠き

ひび割れ

切り欠き
図中の数字はひび割れを示す（単位：mm）
500

0.08

B
C

中央断面

0.06

D

最下断面

E

S

SE

図 3-3-6E

NE

N

9@100＝ 900
1000

0.10 A

最上断面

0.08

NW

W

SW

試験後の試験体のひび割れ状況

S

貫通ひび割れ

図 3-3-7

解析でのひび割れの発生状況

電中研レビュー No.52 ● 41

3-3-4
ひび割れ幅（mm）

0.4
0.3

測定値
解析値

まとめ

温度荷重が作用するコンクリートキャスクの温度ひび割れ挙動を評価するため、切欠きを導入した円筒鉄筋コ0.2

ンクリート製試験体を製作して伝熱試験を行い、ひび割

0.1

れ進展解析と比較した。その結果、ひび割れ進発生や進0.0
050 100 150 200 250 300 350 400
試験時間（h）

展状況について良い一致が見られた。
今後、クリープ特性等を解析コードに導入して更なる精度の向上を図り、コンクリートキャスクの設計に反映

図 3-3-8

３−４

ひび割れ幅の試験と解析の比較する。

ストリーミングと遮へい性能

コンクリートキャスクの遮へい性能評価にあたっては、
冷却流路確保の必要性から、ストリーミングなどの固有の設計要件を考慮する必要があるが、これらを考慮したコンクリートキャスクの安全設計・評価手法が必ずしも確立されていないのが現状である。

文献調査
ストリーミング解析の評価制度の従来知見を調査

予備解析
・使用可能線源強度での中性子およびガンマ線ストリーミングの予備解析
・試験時間の試算
・試験装置、試験方法の検討

試験装置の設計・製作
予備解析結果をもとに、試験装置を設計、製作

コンクリートキャスクの給排気口などからのストリー
ミングを含めた放射線量の評価については、従来 2 次元
コード（例えば DOT 等）を用いて実施されているが、米国等ではモンテカルロ法を用いた 3 次元コード（例えば MCNP 等）による評価が主流になってきている。
そこで、コンクリートキャスクの遮へい性能評価として、給排気口を模擬した試験体、線源などを用いたスト
リーミング試験およびモンテカルロ法による試験解析を実施し、解析コードの検証、さらに、実機でのストリー

校正試験および試験解析
・既知の遮へい体を用いて中性子およびガンマ線の透過試験
・校正試験の試験解析
・試験方法や解析手法の確認
・バックグランドや誤差要因の把握
・検出器の特性の把握 等

本試験

試験解析

中性子およびガンマ線のストリーミングを測定
・直線ダクト・２回屈曲ダクト・３回屈曲ダクト
・低圧損ダクト

ストリーミング試験を解析的に評価・直線ダクト・２回屈曲ダクト・３回屈曲ダクト
・低圧損ダクト

ミング評価を実施した。図 3-4-1 にストリーミング評価
フローを示す。

解析コードの検証および評価手法の提案
・実測試験結果と解析結果を比較、解析コードの精度を評価
・コンクリートキャスクの給排気口等の開口部での線量評価手法の提案
実機でのストリーミング評価

3-4-1

ストリーミング試験
図3-4-1

ストリーミング評価フロー（1） 試験体系
試験体概略図を図 3-4-2 に示す。試験体は幅 900 ×長

は線源を、もう一方には検出器を設置し、ダクトは直線

さ 1700 ×高さ 1600mm（全体の概略寸法）で、コンク型、２回屈曲型、３回屈曲型、低圧損（管群）型の４種

リートキャスクの給排気口を模擬したダクトを有したコ類を製作し、それぞれについて実施した。また、線源にンクリート試験体および線源遮へい設備などで構成されついては表 3-4-1 に示す中性子線 252Cf、ガンマ線 137Cs

たものである。試験は、ダクトの２つの開口部の一方におよび 60Co を用い、検出器については中性子線には 3He

42

表3-4-2

測定位置：
線源と同じ高さ位置

コンクリート試験体

線源（固定）

測定位置：
ダクト出口の側方

検出器移動治具

ケース

線源
位置

線源
位置

線量当量率
（μSv/h）

誤差（μSv/h）

n-1

AI

3.13×10−2

5.0×10−4−2

6.0×10−4

n-2

A

II

3.26×10n-5BV

1.80×10−2

4.0×10−4−2

7.0×10−4
1.1×10−3

n-8

D

I

5.24×10n-9FI

1.41×10−1土台

表3-4-3

測定位置：
ダクト出口正面

図 3-4-2

線源仕様

G-1

E

I

9.4×10−3

2.2×10−5

9.7×10−3

G-2

E

VIII

−

−

4.1×10−2

半減期（y）

線源強度（kBq）

G-3

E

I

4.5×10−2

1.3×10−5

6.4×10−2

Cf

2.64

2429

G-4

F

VIII

−

−

4.1×10−1

Cs

30.0

1949

G-5

E

I

1.3×10−2

1.7×10−4

3.5×10−2

Co

3.27

5873

線種
252
137
60

ガンマ線試験結果

NaIシンチレーション検出器 サーベイメータ
線源 検出器ケース
誤差
線量当量率
位置 位置 線量当量率（μ Sv/h） （μ Sv/h） （μ Sv/h）

試験体概略図（２回屈曲ダクト）

表3-4-1

中性子試験結果

線源遮へい設備

3-4-2

試験解析

比例計数管を、ガンマ線には NaI シンチレーション検出（1） 解析手法

器およびガンマ線サーベイメータを用いた。
試験では図 3-4-3 に示すように、線源、検出器の位置解析にはモンテカルロ法を用いた３次元計算コード

を開口部近傍や開口部から離れた位置などに設置し、そMCNP-4B を使用した。解析モデルは図 3-4-4（中性子

れらをパラメータとした。得られた計数値はバックグラの２回屈曲ダクトのケース）に示すように、試験体形状、ウンド量で補正し、線量当量率への変換は ICRP-51 によ線源、計測位置などを詳細に模擬し、コンクリートにつる換算係数を用いた。

いては、製作時に採取したコンクリートサンプルの成分を分析し、その結果を反映した。エネルギーの範囲は、

D
C

ダクト

ダクト

B

F
Ｆ
Ｆ

F
Ｆ
Ｆ

A
C
Ｃ

Ｅ
E

E

線源

線源

13 群に分割設定した。また、ガンマ線のエネルギー範
検出器

囲は 0.1 〜 3.0MeV とし、エネルギーの分割としては 0.1〜 1.5MeV の範囲を 0.1MeV 毎の 14 群に分割設定した。

VIIII

図 3-4-3

設定し、中性子のエネルギーの範囲は 10 − 2 〜 10 7eV とし、エネルギーの分割としては 10 − 3 〜 10 7eV の範囲を検出器I設定する核種のエネルギーと検出器の有効測定範囲より

VIII

V
IV

VI
III

H13年度
H14年度

I

MCNP-4B では検出器に入射するエネルギー群毎の計数
H13年度
H14年度

線源、検出器位置（２回屈曲ダクト）率を計算し、この計算値に線量率換算定数を乗じ、線量当量率を算出した。
また、試験では床面近くに検出器を設置しているため、（2） 試験結果
表 3-4-2 に 2 回屈曲ダクトを用いたケースでの、中性子試験結果、表 3-4-3 にガンマ線試験結果を示す。これ

床面を考慮した解析体系とし、解析時の発生粒子数を増やす方法として、以下の方法を採用した。
・ Weight Window ：らの結果はバックグラウンドを差し引いて、線量当量率

発生する粒子の進行方向を制限することで加速させるに換算した結果である。

方法

電中研レビュー No.52 ● 43

Z座標（mm）
1380.0測定面

鉄1550.51383.2101330.01318.0

コンクリート1146.8

ポリエチレン線源

1150.01

1053.2

446.8
350.0
250.0

C/E

950.0 953.2
730.0
700.0
450.0

0.1

253.2

X座標
（mm）

0.0
346.8

0.0

350.0

900.0

546.8
550.0

930.0

1130.01618.01700.01630.01680.01683.20.01
10 − 210 − 1100

線量当量率測定値（μ Sv/h）（a）側面図（垂直面での断面）鉄

Z座標（mm）
903.2

900.0

図 3-4-5

中性子での試験と解析の比較

ポリエチレン

850.0
840.0

コンクリート
696.8

10

700.0

線源
450.0
203.2

100.0

− 3.2

60.0
50.0
0.0

C/E

200.0

X座標
（mm）
0.0

測定面

546.8
550.0

900.0
930.0

1130.0 1618.0
1630.01680.01

1700.01683.2（b）上面図（水平面での断面）0.1

図 3-4-4

10 − 2

解析モデル（中性子（２回屈曲モデル））

10 − 1100

線量当量率測定値（μ Sv/h）

図 3-4-6ガンマ線での試験と解析の比較

・カットオフエネルギー：
線量当量率に対する感度が小さいエネルギー範囲を制限する方法（2） 解析結果
解析結果の妥当性を評価するにあたり、解析結果を試
験結果で除した値 C/E を評価値に設定した。
中性子の試験結果と解析結果の比較（C/E）を図 3-4-5に、ガンマ線の試験結果と解析結果の比較（C/E）を図
3-4-6 に結果示す。また、ガンマ線については、参考にスペクトルで比較した結果を図 3-4-7 に示す。

線量当量率（μ Sv/h）

1

解析
測定

0.1
0.01
0.001
0.00010.00001
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

ガンマ線エネルギー（MeV）

中性子については試験と解析の差は最大で 60 ％程度、ガンマ線については最大で 40 ％程度であった。

44

図 3-4-7

ガンマ線スペクトルの試験と解析の比較（ケース G-1）

質化せず各々線源領域として設定した。キャニスタ蓋部

3-4-3 実機解析

は遮へい部材と見なせるため、均質化には含めないもの
ストリーミング試験での解析手法を基に、MCNP-4B
を用いて、コンクリートキャスク実機解析を実施した。
（1） 目標評価基準とした。
また、ガンマ線と中性子を個別に評価し、ガンマ線については燃料有効部ガンマ線と放射化ガンマ線を個別に

目標評価基準の設定においては以下の条件を考慮した。

解析した。このため、線源については、放射化ガンマ線、・コンクリートキャスク下部の給気口付近については、

燃料有効部ガンマ線、燃料有効部中性子の３つの線源を作業量従事者の接近があり、放射線被ばくを可能な限設定し、個別に解析評価し、線量当量率評価では個別にり低減する必要がある。貯蔵区域の線量当量率は周辺算出した線量当量率を合算した。また、解析ではカット

キャスク４基からの寄与を考慮する。

オフエネルギーおよび Weight Window を採用し、カッ・貯蔵区域の線量区分は施設の遮へい設計および作業従

トオフエネルギーの設定については MCNP のデフォル

事者の被ばく線量評価の基礎となるものである。法

トの設定を使用し以下とした。

令（1）で定められた作業従事者の線量当量率は 50mSv/

・中性子源： 0.01eVyear である。評価基準はこの法令制限値の 1/2 程度を・ガンマ線： 0.05MeV
なお、MCNP においては、計算結果の統計誤差が目安とする。
・貯蔵区域内の線量当量率の基準は、１年を 50 週、貯蔵区域への立入頻度を週当たり２時間と仮定し、250

10 ％以下となるように、FCD 出力が 10 ％以下となるまで計算を実行した。

μ Sv/h 以下（キャスク１基からの寄与分は表面から（3） 解析体系および評価位置

1m で約 60 μ Sv/h）とする。
・遮へい試験、解析結果（解析値/測定値）をもとに、解析体系は、コンクリートキャスク（キャニスタを含

安全裕度を 2.5 とする。

む）の給排気口の形状の対称性および軸対象と周方向対

キャスク表面から 1m については、25 μ Sv/h と設定

象性を考慮し、軸方向で２分割および周方向で４分割し、した。

全体系で８分割とした。
解析は、中性子、ガンマ線について 3 次元体系の（2） 解析条件および解析手法

MCNP-4B を用いて実施した。解析モデルを図 3-4-8 にキャスクに収納される燃料の仕様を表 3-4-4 に示す。

示す。

線源条件として、キャスクに収納される燃料集合体は平均燃焼度と最高燃焼度燃料が混在するが、キャニスタ内では均質化線源として扱った。
燃料有効部、上部ノズルおよび上部プレナムは、特に

A
B
C

A
B
C

D

D

上部方向への線量率寄与が異なる可能性があるため、均

表3-4-4
項

A-A断面

B-B断面

C-C断面

D-D断面

キャスクに収納される燃料仕様

目

平均燃焼度

最高燃焼度

濃縮度

wt％

4.7

4.7

燃焼度

MWD/t

50000

55000

比出力

MW/t

38.4

冷却期間（年）10

燃焼度分布

上部 1/12

PF＝ 1.0

中央部 10/12

PF＝ 1.15

下部 1/12
収納体数
キャスク内配置

PF＝ 1.0
21体

外側 12体内側９体

図 3-4-8

解析モデル

電中研レビュー No.52 ● 45

評価点位置は、図 3-4-9 および表 3-4-5 に示すものと

図 3-4-10 にキャスク蓋表面の線量当量率の分布の例をし、キャスクの側部、上部の表面および表面から１ m示す。

離れた位置とした。

評価点について、表面では蓋中心で約 77 μ Sv/h と最も大きいが、目標基準値をやや下回る結果である。表面（4） 解析結果

から１ m 位置では蓋中心で目標基準値をやや上回って

表 3-4-6 に各評価点における解析結果を示す。また、いるものの、蓋全体としては目標線量率をほぼ達成して
いる。

解析範囲
軸断面図

表 3-4-5記号（a）平面図
A

評価位置

C

排気口
1m

D

B

E
F

キャニスタ

解析評価位置

径方向

軸方向

備考

A

中心

表面より１ m
表面

B

中心

C

ダクト屈曲部

表面より１ m

遮へい欠損が大と想定

D

ダクト屈曲部

表面

遮へい欠損が大と想定

E

表面

ダクト出口面F

表面より１ m

ダクト出口面G

表面より１ m

燃料中心部

H

表面

燃料中心部

G

H

コンクリートキャスク

表 3-4-6

解析結果（線量当量率）

1m（単位：μSv/h）
位置（b）軸断面図

図3-4-9

表面
B

D

E

H

A

C

結果

77

64

4.5

56

27

19

基準値

解析評価位置

中性子
２次ガンマ
FPガンマ
放射化ガンマ合計

1.0E＋02

表面から１m

評価点

2000

F

G

4.6

29

25

中性子
２次ガンマ
FPガンマ
放射化ガンマ合計

1.0E＋02

線量当量率（μ Sv/h）

線量当量率（μ Sv/h）

1.0E＋01
1.0E＋01

1.0E＋00

1.0E＋00

1.0E−01

1.0E−02

0

20

40

60

80
100 120 140
半径方向距離（cm）

160

180

200

1.0E−01

0

20

40

60

80
100 120 140
半径方向距離（cm）

蓋

蓋

容器

容器
キャニスタ

キャニスタ

【蓋表面】

【蓋表面から１m】

図3-4-1046

キャスク上部

線量率分布

160

180

200

3-4-3

コードにより適切に評価できる。

まとめ
②

①

試験結果と解析結果を比較した結果、排気口からの実機での排気口近傍では目標基準値をほぼ満足した
結果であった。

ストリーミングによる線量当量率の寄与分は MCNP

３−５

部分模型を用いた自然対流除熱実験

コンクリートキャスクはそれ自身で起こる自然対流にて、コンクリートキャスク内部の流路（キャニスタ表面

よって冷却され、他設備に頼ることが無いために、冷却を含む）において発生する自然対流の解明を図った。

上の信頼性が高いとみなされている。コンクリートキャ
スクの断面図を図 3-5-1 に示す。周囲の空気は、下部入

3-5-1

流れの種類

口から吸い込まれ、使用済燃料の除熱にともない温度上昇することにより浮力を獲得し、上部出口から自力で排まず、詳細な検討に入る前に、コンクリートキャスク

出する。出入口には漏洩する放射線量を低減するための内部で発生している冷却流れが、どのような分類に属す

迷路構造が設けられている。使用済燃料を収納するキャるのかを調べた。浮力に影響される流れにおいて重要なニスタは、その側部とコンクリート容器内壁との間に形相似則パラメータとして、グラスホフ（Gr）数とレイ成されるアニュラス流路により冷却される。この流路のノルズ（Re）数が挙げられる。これらの代表的な数値

中央には、高温のキャニスタ表面から外側コンクリート

に対して、流れの判別法（1）を適用することにより、そへのふく射伝熱をさえぎるために熱遮へい板が置かれての種別が明らかとなる。この評価の結果、コンクリート

いる。これまで、コンクリートキャスクのアニュラス冷

キャスクの内部で起こっている流れは、ボールト貯蔵施

却パスはシンプルな構造をしており、除熱性能の評価は設や金属キャスク貯蔵建屋で発生するような（自然対流

容易と考えられてきた。しかしながら、ここで発生する
自然対流が既知の流れとは異なる特徴を有するために、実際の評価はそれほど容易ではないことが分かってきて

５〜15cmライナー
模擬板

いる。この研究では、コンクリートキャスクの 30 °セ
クターを模擬した実寸大の実験装置（図 3-5-2）を用い

48cm

トラバ
ース機
構

0.83m
ヒータ
電熱板
5.35m
3.7m
熱遮へい
板

キャニスタ
0.82m
自然対流用入口
ベルマウス

強制対流用入口ファン

図3-5-1

コンクリートキャスクの概略構造

図3-5-2

実験装置概略

電中研レビュー No.52 ● 47

と強制対流とが同時に存在する）共存対流ではなく、純スクでは、キャニスタ冷却部における高温空気そのものが持つ浮力により流れが起こっており、スタックなどにより引き起こされる強制的な流れの影響は見られないこ

12
熱伝達率（W/m2K）

粋な自然対流であることが判明した。コンクリートキャ

8
6
4
2

とが分かった。

3-5-2

実験結果
Miyamotoの式（遷移域）
Miyamotoの式（乱流域）

10

0

500

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
入口からの高さ（mm）

図 3-5-4

キャニスタ表面の熱伝達

キャニスタ表面熱伝達率

コンクリートキャスクの除熱評価でまず課題となるのらに顕著に示されている。図 3-5-4 に、実験によって得は、キャニスタの表面温度である。この表面温度に対しられた高さ方向各位置（横軸）におけるキャニスタ表面て、どのような因子が最も影響を及ぼすか調べてみた。

の熱伝達率（縦軸）を示す。同図上には代表的な外部流

コンクリートキャスクの除熱実験では、冷却パスの幅

における自然対流熱伝達式（2）の推定カーブも同時に載（ギャップ）を 50mm と 100mm と変え、さらに流れとせている。実験結果は既存の熱伝達式と極めてよく一致

して自然対流のみならずファンを使った強制対流についする。他方、実験結果は内部流に対する自然対流熱伝達ても（即ち流量を変えて）その影響を調べている。それ率実験式の予測値とはかなり異なっていた。すなわち、ぞれの実験では、さらに発熱量をパラメータとした。各

熱伝達率評価においても、コンクリートキャスクの表面実験におけるキャニスタ表面温度（入口から表面までので起こっている伝熱現象は外部流の自然対流によること

温度上昇度で表す）の最高値を、伝熱面の熱流束（発熱が示された。体系が内部流に類似であるにもかかわらず、量を伝熱面積で割ったものであり、発熱の密度に相当す

実際には外部流の自然対流が起こる理由については、アる）をパラメータとして整理すると、図 3-5-3 が得られ

ニュラス流路の幅が大きいことや、加熱面がアニュラス

た。全ての実験結果は、ほぼ一本の線の近傍にある。発部の片面（内側）のみで垂直平板表面の自然対流に類似

熱体キャニスタの表面温度は、全体の流量や流路の幅にの伝熱体系であることなどが挙げられる。詳細については影響されておらず、熱流束のみに影響されていること

はさらに検討が必要であるが、これまでの内部流と外部が明示されている。すなわち、キャニスタ表面で起こる流の定義そのものが曖昧になっていた可能性もある。

流れは、流量や流路面積に影響される内部流（例えば管内流に代表される）の自然対流ではなく、表面近傍の伝3-5-3

内部流路の圧力損失

熱密度とそれに起因する対流に支配される外部流（例えば垂直平板流で代表される）の自然対流の特徴を持っていることが分かった。

コンクリートキャスクの除熱評価では、発熱体の表面温度の他に、コンクリート容器の温度が課題となる。ア以上において明らかになったことは、流れの特徴を定ニュラス流路では熱遮へい板が設けられていることから、量的に表すキャニスタ表面熱伝達率の評価において、さアニュラス部にあるコンクリートキャスク壁は十分に低い温度に抑えられる。従って、コンクリートキャスクにとって最も高温となる可能性の高い個所は、空気の出口

温度上昇度（℃）

250

近傍である。出口部では、高温の出口空気がライナー構

200

造などを通じて、コンクリートに影響を与える。出口空150
強制対流（150mmギャップ）
強制対流（100mmギャップ）
自然対流（150mmギャップ）
自然対流（50mmギャップ）
回帰曲線

100
50
0
400

600

800
1000
1200
熱流束（W/m2）

1400

1600

気の温度を下げるためには、冷却風量を増やして、空気の温度上昇度を抑える必要がある。このためには、内部流路の圧力損失を低減しなければならない。
コンクリートキャスク内部流路の圧力損失は、空気の

図 3-5-348

キャニスタ表面温度と熱流束の関係

温度が一様な入口や出口の領域においては、既存の便覧

類を用いて推定することが可能であり、その結果は十分
曲がり圧損に信頼できると考えられる。また、このような等温流については実験評価も可能である。他方、アニュラス伝熱

出口圧損

部では、流路断面内に温度分布があり、伝熱面近傍に速拡流損失い上昇流が存在することから、摩擦損失係数は、等温流の場合よりもかなり大きくなると推定される。しかしな

非等温部
摩擦損失

がら、既存の便覧類には、温度分布の伴う浮力上昇流における摩擦損失係数は示されていない。また、実験によ

等温部
摩擦損失

り、浮力上昇流の摩擦損失を直接計測することは不可能
である。

入口圧損

垂直に置かれた単一の円管を外部から加熱した時に、管内で発生する自然対流の圧力損失を管出入口で測定しても、出入口間の差圧は非加熱時（等温時）とほぼ同じ
図 3-5-5となるだけである。なぜならば、加熱時の出入口の差圧

流路内圧損評価箇所

は浮力と圧損がバランスした結果を示すだけであり、測囲の圧力差に等しい（厳密には出入口の縮流と拡流の圧損相当分だけ、周囲の圧力差より小さい）からである。
このように、浮力流における摩擦損失を直接的に計測することは不可能である。しかしながら、これまでに理論

摩擦損失係数の比（非等温場 /等温場）

定値は当然のことながら（流れの有無にかかわらず）周的な摩擦損失の評価が試みられている （3）。ただし、そ

4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
2.5 104

実験結果
Polyakovの式

3 104

3.5 104

4 104

Gr数 /Re数の結果は検証されるには至っていない。
ここでは、実験結果と既存便覧類のデータの両者を併

図 3-5-6 非等温場の摩擦損失係数（ギャップ幅 50mmのケース）用して、アニュラス伝熱部における空気摩擦損失を間接的に求めることとした。これは、浮力上昇流における摩ている。
コンクリートキャスクの内部流路では、浮力と圧力損
失がバランスして等しくなっている。このうち浮力については、流路内部の上下方向ならびに流路断面方向の温度分布と周囲の温度分布を用いることによって、単独で評価が可能である。他方の圧力損失評価に関しては、まず全体風量は入口等温部で測定可能であり、これにより各部における風速が与えられ、同時に内部流路各部の圧摩擦損失係数の比（非等温場 /等温場）

擦損失評価に対する初めての実験的なアプローチとなっ
4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
1 105

実験結果
Polyakovの式

1.5 105

2.0 105
Gr数 /Re数

2.5 1053 105

図 3-5-7 非等温場の摩擦損失係数（ギャップ幅 100mmのケース）

損係数（図 3-5-5 参照）は、アニュラス伝熱部の摩擦損
失係数を除けば、既存の便覧類により得られる。よって、摩擦損失係数を等温場の摩擦損失係数で規格化した値

アニュラス伝熱部以外の内部流路圧力損失はすべて計算（縦軸）を、浮力流れ場のグラスホフ（Gr）数とレイノが可能である。これらの計算結果を浮力から引けば、残ルズ（Re）数の比（横軸）をパラメータとして整理す余の値としてアニュラス伝熱部摩擦損失が求められるこる。ここでは体系が異なる２ケース（ギャップ幅がととなる。

50mm と 100mm）について評価を行っている。なお、

図 3-5-6 と図 3-5-7 に、本研究で得られた非等温場の両図は Gr 数/Re 数の大きさが異なる範囲となっている。

電中研レビュー No.52 ● 49

図 3-5-6 は右上がりとなっており、浮力が大きくなると

数/Re 数に最大値がある）ということである。両図に示（Gr 数/Re 数が大きくなると）、摩擦損失係数が大きくされるように、実験結果は既存理論式（3）とほぼ一致しなって行くことを示している。これに対して、図 3-5-7ており、両者の整合性についても同時に確認することがは Gr 数/Re 数が図 3-5-6 よりも更に大きい範囲になってできた。

いるが、浮力が大きくなると摩擦損失係数は逆に小さく以上の研究により、コンクリートキャスクの除熱設計なっている。これらのグラフから、二つの結論が導き出で最も重要なキャニスタ周りの熱伝達率と圧力損失の評される。まず、浮力上昇流の摩擦損失係数は、等温流の価手法が確証された。この結果は、コンクリートキャス

摩擦損失係数より、２〜 2.5 倍程度大きくなる。さらに、

クがより高燃焼度の使用済燃料を貯蔵する場合に特に有その値には上限がある（図 3-5-6 と図 3-5-7 の中間の Gr

用な情報となろう。

３−６

縮尺模型を用いた地震時転倒試験

使用済燃料を収納するコンクリートキャスク貯蔵施設
は、地震に遭遇した場合においても周辺公衆に対し放射線被ばく上の影響を及ぼすことがないように、その安全

コンクリートキャスク貯蔵施設仕様
コンクリートキャスク仕様
入力地震動（観測波形・人工地震並）上の重要度に応じた設計を行うことが要求される。また、
合理的な貯蔵を目指す観点から、縦置きで固縛しないで床応答スペクトル
床応答波形

貯蔵される方策も想定される。
コンクリートキャスクは、使用済燃料を収納したキャ転倒有ニスタ（耐震 As クラス相当）をコンクリート製貯蔵容

エネルギースペクトルによる転倒判定器（B クラス相当、S2 機能維持）内に包蔵しているため、

転倒無想定地震発生時にキャニスタが使用済燃料の再臨界防止

地震応答解析による転倒・滑り解析

機能を維持でき、かつキャニスタがその密封性を維持す
るように設計する必要がある。

No

No

復旧
対策

許容値
以下
Yes

図 3-6-1 に、縦置きで固縛しないコンクリートキャス

Yes

クの耐震性能評価フローを示す。この評価フローでは、

固縛要
キャニスタ連成解析
固縛支持構造物応答解析

まず、想定される地震荷重に対して、コンクリートキャ

転倒試験

スクの転倒・滑りの発生を評価し、許容値との比較から

固縛不要
キャニスタ連成解析

応力計算

地震時転倒安定性の評価を実施する。特に、コンクリー
トキャスクの特徴として、キャニスタとコンクリート内

図 3-6-1

耐震性能評価フロー

面間の自然対流による除熱性能を期待しており、地震時においても流路間隔を保持する構造としている。したがって、コンクリートキャスクが地震による動的な外力を倒や滑りの発生を評価するため、コンクリート製貯蔵容

受けた場合、キャニスタとコンクリート製貯蔵容器のガ

器とキャニスタの実形状や連成挙動を円筒剛体間の動的

タ系の動的相互作用を考慮して、コンクリートキャスクな振動問題として取り扱い、これらのキャスクの縮尺相に発生する加速度やキャニスタの発生応力を評価する必似模型を用いた大型振動台による転倒試験を行うととと要がある。

もに、エネルギースペクトルを用いた転倒安定評価手法

本節では、地震時におけるコンクリートキャスクの転50について述べる。

実機との相似性および 100 トンクラスの大型振動台の3-6-1 転倒試験用試験体

性能限界を考慮し、縮尺率は 1/3 とした。表 3-6-3 に、対象としたコンクリートキャスクは、4-1 節で詳述する鉄筋コンクリート（RC）製キャスクとした。図 3-6-2

表3-6-1

および表 3-6-1 に、RC 製キャスクの概要と主な諸元を

部

項 目
設計値
外径（mm）
3940
キャスク 鉄筋コン
高さ（mm） 5787（躯体部）
本体
クリート
重量（ton）
147
直径（mm）
1676
高さ（mm）
4630
16
ステンレス 板厚（mm）
キャニスタ
鋼
重量（ton）
20
キャニスタ底部より
重心位置
高さ約 2320mm
内径（mm）
1850
ライナー 炭素鋼
板厚（mm）25示す。また、図 3-6-3 および表 3-6-2 に、コンクリート
キャスク相似模型の形状・寸法および主な諸元を示す。

上蓋

二次蓋

支持レール
熱遮へい板

一次蓋

排気口
排気口金網
＋ルーバー

上部遮へい体

鋼製ライナ
支持脚

ガイドチューブ
キャニスタ胴RC製コンクリートキャスクの主な諸元表 3-6-2
部

位

位

寸

スペーサプレート

貯蔵容器

給気口金網

上部構造内径質（キャニスタ）

キャニスタ

胴部構造：
炭素鋼
952mm 脚部構造：
鉄筋コンクリート
8.17ton量

模型全高1543mm

最大外径

559mm

中央部外径

420mm

質

鉄筋コンクリート製キャスクの概要

量

炭素鋼

1.95ton

1.95ton

蓋
165

上

質

1901mm

上部構造外径 1230mm

下部遮へい体

キャニスタ
（炭素鋼）

材

法

模型全高

給気口

図 3-6-2

質コンクリートキャスク相似模型の主な諸元

サポートロッド（コンクリート製貯蔵容器）

材

容器胴部
（炭素鋼）

φ559

3

8.27ton

φ952

1901

1543

φ420

φ1230

（キャニスタモデル）

100

165

キャニスタサポート

3.9ton

床版

100

φ1313
2400
2600

300

300

容器脚部
（鉄筋コンクリート）

加振台（相似模型の概要）

図3-6-3（振動試験中の相似模型）

相似模型の形状・寸法

電中研レビュー No.52 ● 51

表 3-6-3

実機キャスクの転倒に関する相似則

物理量

記号 次元

ト製床版（幅 2,000mm ×長さ 2,600mm ×厚さ 300mm）とした。鉄筋は D13 を使用し、上下に直交配置した。

相似則
N＝3

コンクリートの配合仕様については、セメントは普通

長

さ

L

L

Lm/Lp ＝ 1/N

1/3

間

T

T

Tm/Tp ＝ 1/N1/2

ポルトランドセメント、細骨材および粗骨材は大井川産

時

1/1.73

加速度

a

LT-2

am/ap ＝ 1

-1

換算式

＊

1

の川砂、粗骨材の最大寸法は 20mm、減水剤としてポゾ

1/1.73

リス No.70 を使用した。水セメント比は 50 ％とし、材

速

度

V

LT

Vm/Vp ＝ 1/N1/2

角

度

θ

−

θm/θp ＝ 1

質

量

M

M

Mm/Mp ＝ α /N6

0.0556

慣性
モーメント

I

ML2

Im/Ip
＝Mm/Lm2/MpLp2 ＝α/N5

0.00617

摩擦係数

μ

−

μm/μp ＝ 1＊＊＊

1

令 28 日におけるコンクリートの強度が 35MPa 以上、スランプは 10 ± 2cm、空気量は 4.5 ± 1 ％となるよう配合を定め、試験体を製作した。

1

添字 pはプロトタイプ、mは縮尺模型を示す。
実機と試験体で脚部の軸応力が等しくなるように質量に補正係数を設けた。

3-6-2

転倒試験

（1） 計測項目
図 3-6-4 に、転倒試験時の計測項目を示す。主な計測

加速度と反発特性に関わる物理量の次元の換算率を１とした場合の各物理量に関する換算率を示す。

項目は、試験体の回転角速度、加速度、滑り変位等であ容器脚部は、円形鋼板（直径 1,513mm ×厚さ 60mm）

る。回転角度は、回転角速度を積分して算出した。

と鉄筋コンクリート製の円形板（直径 1,313mm ×厚さ300mm）より構成される。鉄筋コンクリート製の円形（2） 試験条件

板は、円形鋼板に溶接したスタッド（直径 13mm ×長

表 3-6-4 に、加振試験で用いた地震入力波形を示す。

さ 80mm）により結合される。鉄筋コンクリート製円形

加 振 試 験 で は 、 ２ 種 類 の 観 測 記 録 波 （ El Centro、板に使用した鉄筋は D13 であり、200mm 間隔で上下にJMA 神戸）と２種類の人工地震波（低地震地帯 S2、高直交配置した。振動試験用床モデルは、鉄筋コンクリー

地震地帯 S 2）を用いた。図 3-6-5 に、JMA 神戸と低地

Z

X

加振方向

Y
貯蔵容器模型Ｉ

キャニスタ模型

A（x）、A（z）
D（x）、D（z）
ω（x）
ω（y）

（角速度計）

床モデルＩ
振動台テーブル（キャニスタ支持部の変位計）

図3-6-4

表3-6-4

観測記録波
人工地震波

52

転倒試験時の計測項目加振試験で用いた地震入力波形

入力波形

備

El Centro

Imperial Valley Earthquake, 1940

JMA神戸

1995年兵庫県南部地震：神戸海洋気象台 NS 821gal, UD 333gal

考

最大加速度値NS 342gal, UD 206gal

耐専 No.1：低地震地帯 S2 マグニチュード 6.5、震央距離 7.2km

H 259gal, UD 168gal

耐専 No.2：低地震地帯 S2 マグニチュード 8.5、震央距離 68km

H 204gal, UD 124gal

4Acc.（m/s2）

Acc.（m/s2）

10
Horizontal

5
0
−5

− 10

0

5

10

15

20

25

0
−2
−4

30

Horizontal

2

0

2

4

6

Response Spectrum（h＝ 0.05）

10
0

0

5

10

15

12

14

20

25

30

Horizontal

8
6
4

Response Spectrum（h＝ 0.05）

2
0

0

5

Frequency（Hz）

観測記録波（JMA神戸）

図 3-6-5

10

10

Horizontal

Acc.（m/s2）

Acc.（m/s2）

30
20

8

Time（s）

Time（s）

10
15
20
Frequency（Hz）

25

30

人工地震波（耐専 No.1）

JMA神戸と低地震地帯 S2 の時刻歴と応答スペクトル（減衰比５％）

震地帯 S2 の時刻歴と応答スペクトル（減衰比 5 ％）を示す。
試験では、キャニスタの支持条件（ギャップの有無）
や入力加速度レベル、上下動の有無をパラメータとして実施した。なお、表 3-6-3 に示される縮尺モデルの相似（b） 摩擦係数測定試験
鉄筋コンクリート製の床版を加振台上にボルトで固定

則より、時間を原波形に対し 1/1.73 倍とした。

した後、床版上に容器脚部単体を設置して正弦波（入力（2） 試験結果

加速度 10m/s2、5Hz）で水平加振を行い、容器脚部に発（a） 自由振動試験

生する水平加速度から動的な摩擦係数を測定した。

転倒試験に先立ち、貯蔵容器とキャニスタを一体化し、縮尺模型を傾けて自由ロッキング振動を生じさせ、ロッ

図 3-6-7 に、摩擦測定試験の概要と測定例を示す。加
振振動数を 5 Hz とした場合の容器脚部の変位と水平応

キング減衰係数を測定した。
図 3-6-6 に、角速度の時刻歴波形の例を示す。角速度
振幅の比で定義される角速度減衰率δの平均値（0.81）を求め、次式よりロッキング振動における減衰定数 h0.4

Coefficient fricition

Angular Velocity（rad/s）（0.066）を求めた。

0.2
0.0

−0.2
−0.4
3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

1.0
0.5
0.0
−0.5
−1.0
−25

Times（s）

図 3-6-6角速度の時刻歴波形の例

図3-6-7

−20
−15
−10
−5
Displacement of the bottom plate（mm）

0

摩擦測定試験の概要と測定例

電中研レビュー No.52 ● 53

答加速度の関係より、コンクリート同士の摩擦係数とし（c） 試験結果
図 3-6-8 に、1965 年兵庫県南部地震の JMA 神戸の加浮上り角度（rad）

0.06て、約 0.65 程度の値が得られている。

振波形を水平方向と上下方向を同時に入力した場合に得浮き上がり後、三次元的なコマ回り振動を伴うロッキン

0.03
0.02
0.01
0.4

0.6
0.8
入力倍率

1.0

1.2

0.10

グ振動が発生した。最大応答角度は 0.417rad、縮尺模型

入力波形：耐専No.2
水平加振水平上下加振0.08
角度（rad）

が、残留滑り変位は約 5mm であった。

水平加振水平上下加振

0.04

0.00
0.2

られた時刻歴波形の例を示す。縮尺モデルの振動挙動は、の重心位置における最大浮上り変位は 26.5mm であった

入力波形：兵庫県南部地震

0.05

0.06
0.04

図 3-6-9 に、最大入力加速度の入力倍率と最大応答角0.02度の関係の例を示す。これらの結果より、設計に用いら

0.00
0

1

れる人工地震波については、１倍レベルの入力ではロッ

2
3
入力倍率

4

5

キング振動や滑りが発生しないことがわかった。また、

40

Acc.（m/s2）
Disp.（mm）

0

2

4

6
8
10
Times（s）

1214

動が大きく発生するものの、転倒には至っていない。
試験体の振動挙動は、ロッキング振動が支配的で、滑りは単独では発生していない。なお、繰返し加振による10

ロッキング振動の応答のばらつきについては、試験体の0ロッキング振動が大きくなるほど顕著となり、最大で２−10

Response acc. at the bottom of the scale model

0

2

4

6
8
10
Times（s）

1214倍程度となった。また，上下動の影響は，水平入力のみの応答に比べ，最大で 20 ％程度の増加が見られた。

2010

図 3-6-10 に、貯蔵容器モデルとキャニスタモデル間

0に実機相当のギャップ量（３ mm）を設けた場合の最大

−10
−20

Anglular Vel.（rad/s）

Response acc. at the top of the scale model cask

20

−20

Angle（rad）ても、キャスク縮尺モデル試験体に急激にロッキング振

0
−20
−40

最大入力加速度と最大応答角度の関係

人工地震波の入力レベルを３倍以上増幅した場合におい20

Response disp. at the bottom of the scale model

0

2

4

6
8
10
Times（s）

12

入力加速度（人工地震波：タイプ２）と最大応答角度の141.0関係を示す。キャスクとキャニスタ間にギャップを設けるとロッキング振動が抑えられる結果となった。

0.5
0.0
−0.5
−1.0

Response angular velocity of the scale model

0

0.06

2

4

6
8
10
Times（s）

12

0.06
14
角度（rad）

Acc.（m/s2）

図3-6-9

Response angle of the scale model cask

0.03
0.00

ギャップ 0mm
ギャップ 3mm
ギャップ 10mm

0.04

入力波形：耐専No.2

0.02

−0.03
−0.06

図 3-6-8

54

0

2

4

6
8
10
Times（s）

1214

記録された応答波形の例（JMA神戸）

0.00
0

図3-6-10

1

2
3
入力倍率

4

5

ギャップ量が最大応答角度に及ぼす影響

3-6-3エネルギースペクトルによる転倒判
定手法

本節では、3-6-2 で示した試験結果に基づき、転倒の

ここで、V E0（T）は無減衰系のエネルギースペクト

有無を判定する手法として、秋山等（1）が提案した転倒ルであり、転倒エネルギースペクトルは、速度換算値で評価手法の概要を述べるとともに、その検証を行った。

示されている。図 3-6-12 に、JMA 神戸波形のエネルギ

秋山等は、剛床上におかれた図 3-6-11 に示される均質ースペクトルを示す。

直方体の二次元モデルを対象とし、エネルギースペクト

図 3-6-13 に、JMA 神戸波を用いた振動試験結果につルに基づく転倒評価手法を提案しており、転倒評価式はいて、転倒エネルギースペクトルによる予測結果（入力

次式で与えられる。

エネルギー）と実験結果（応答エネルギー）を比較して示す。なお、水平・上下入力の場合の転倒エネルギース
ペクトル VEH,EV については、水平方向と上下方向の入力

V Ereq は、転倒に必要な転倒限界エネルギー速度換算

エネルギー EH、EV を用いて、次式より算出した。

値を表し、次式で求められる。
350
300

ここで、m は剛体の質量、Δ H は転倒に必要な重心の高さ、g は重力加速度であり、式中のその他の記号は、
図 3-6-11 に示す通りであり、V、B、H の単位はそれぞれ cm/s、cm、cm である。

VE（cm/sec）

h＝ 0％
250

h＝10％

200
150
100
50
0

一方、剛体に入力されるエネルギーは、次式より計算

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

Period T（sec）

される転倒エネルギースペクトル ouVE（a）で与えられる。
図3-6-12

JMA神戸波形のエネルギースペクトルaα
θ

応答エネルギー等価速度 V Eresp（cm/s）

H（＝ 2h）100
水平入力
水平・上下入力
80

60

40

20

0
0

20

40

60

80

100

転倒入力エネルギー等価速度 ouVE（cm/s）
B（＝ 2b）

図3-6-13
図3-6-11二次元の解析モデル（均質直方体）

入力エネルギーと応答エネルギー（JMA神戸）電中研レビュー No.52 ● 55

入力波形：JMA神戸波、水平上下加振1.000有する特徴的な波形であり、この振幅がロッキングを開始するのに十分な加速度を有している。この場合、転倒エネルギースペクトルによる入力エネルギーと浮上り量より算出される応答エネルギーは、良い相関関係にある。

応答角度（rad）

JMA 神戸波の例では、地震動の初期に大きな振幅を
0.10000.01000.0010

実験値
二次元解析結果
三次元解析結果

これより、地震時におけるコンクリートキャスクの転倒の発生については、地震時に入力されるエネルギーと0.00010500

浮上りに必要なエネルギーとの比較において、適切な安全率を設定することにより、十分な安全裕度をもって判定可能である。

3-6-4

1000

1500

2000

2500

3000

入力最大加速度（gal）

図 3-6-14

解析結果と実験値の比較（JMA神戸波）

地震応答解析

転倒の発生が予測されない場合、コンクリートキャス
クの固縛の要否を決定するためには、浮上りや滑りの発生量を適切に推定する必要がある。
汎用の二次元有限要素法コード TDAP と三次元有限要素法コード ABAQUS（Explicit 版）を用いて、相似40

次元あるいは三次元モデルにより、転倒・滑り・回転を30

考慮した地震応答解析を行った。

20

図 3-6-14 に、JMA 神戸波を入力した場合の解析結果
を実験値と比較して示す。また、図 3-6-15 に、三次元解析モデルと解析結果の例を示す。三次元解析では、回転振動を伴いながら、ロッキング振動や滑りが発生している状態を再現している。さらに、二次元あるいは三次元解析結果は、いずれも、概ね実験で得られた最大応答
角度を保守側に評価するとなっており、実用上十分な精度で追跡が可能でいる。今後、詳細な三次元解析を実施することにより、実機コンクリートキャスク各部に発生する応力やひずみを直接的に評価することも可能である。

56

Disp. Y（mm）

模型の重心位置と質量、および回転慣性が等価である二

10
0
−10
−20
−30

重心位置の水平移動履歴

−40
−40

−20

図3-6-15

020
Disp. X（mm）

40

ロッキング・滑り・回転を考慮した地震
応答解析（解析コードABAQUS）

コラム１：低放射化・高性能コンクリートの開発
C1-1

背景

高性能コンクリートの定義を示す。放射化の要因

使用済燃料をコンクリートキャスクで数十年間貯蔵すると、貯蔵容器材料に使用したコンクリーとなる Eu や Co の含有量が少なく、耐熱性に富むことが要求される。

トや鋼材中に含まれる微量元素（例えば、Co や Eu）
が中性子照射により放射化する。図 C1-1-1 に、コ

C1-2 放射化量の評価

ンクリートキャスク貯蔵終了後の放射能レベルの

まず、微量元素を含めた鉄筋コンクリートの材評価例を示す。貯蔵終了後のキャスク胴部では、料組成を設定し、PWR 使用済燃料用コンクリート

クリアランスレベルを超える誘導放射能量が存在

キャスク（最高燃焼度 55GWD/tU ・ 10 年冷却× 21

するため、貯蔵容器を貯蔵終了後に一般産業廃棄体）を対象として、線源の減衰を考慮した放射化物として取り扱う場合、一定の管理期間が必要に計算（計算コード THIDA-2）を実施し、貯蔵 40 年なる。

後の各部位における誘導放射能濃度分布を算出しさらに、貯蔵容器の構造部材は、使用済燃料かた。

らの崩壊熱により長期間高温環境下に曝される。

その結果、40 年供用後のコンクリートキャスク

図 C1-1-2 に、コンクリートキャスクの除熱性能試

では、放射性廃棄物のクリアランスレベルを上回

験結果の一例を示す。排気口付近において局所的る放射化された部位が存在し、その原因となる支な高温化がみられ、熱膨張に起因するひび割れが配核種は Eu-152 と Co-60 であることを示した。ま

懸念される。

た、この解析結果を逆解析し、低放射化材料とす

そこで、コンクリートキャスク用の低放射化・高性能材料を開発した。図 C1-1-3 に、低放射化・

クリアランス能濃比合計値

粗骨材として石灰石、細骨材として比較的安価

評価点②（胴部中央）なアルミナセラミック系素材（アルミナ骨材）を
④

1

0.01

種含有量の存在範囲を明らかにした。
C1-3 低放射化・高性能コンクリートの試作

10

0.1

るために、キャスク製造時に許容されるこれら核選定し、放射化試験・分析を行った。その結果、

クリアランス上限値
貯蔵終了後年数
０年
１年
５年
10年
ライナー表面0③

それらの材料は、Eu と Co の含有量が低放射化材料②とするための許容範囲内にあり、低放射化コンク①

リート用の骨材の組合せとして適切であることを明らかにした。さらに、これらの材料にフライアッシュ（細骨材の粒度調整）を用いるコンクリー

20
40
60
80
100
コンクリート内面からの距離（cm）

トの配合設計を行い、この配合が良好な施工性を

図C1-1-1 貯蔵後のコンクリートキャスク放射能レベル有することを確認した。
次に、この配合のコンクリートを用いて、温度

コンクリート
キャスク

キャスク高さ（mm）

温度℃

条件 65 ℃〜 105 ℃で 10 ヶ月間の温度履歴を与えて、5000

冷却空気出口

4000

使用済燃料
コンクリート

3000

Eu、Co 含有量の小さい骨材↓
低放射化
高温での強度低減が小↓
経年劣化の抑制

バスケット
キャニスタ
2000

低放射化・高性能1000

良好な熱伝導率↓
局所高温化の低減

冷却空気入口0

図C1-1-20

密度大↓遮へい性能がよい

500 1000
胴部厚さ（mm）

コンクリートキャスク除熱性能試験
結果の一例

図C1-1-3低放射化・高性能コンクリートの定義

電中研レビュー No.52 ● 57

18
石灰石系コンクリート
試作した高性能・低放射化コンクリート
文献上限値
文献下限値

16
14
12
10
8
6

熱膨張が小さい熱伝導がよい4

遮へい性能がよい

20
熱伝導率
W/（m・K）

熱膨張係数
×10−6/K

密度t/m3

試作した低放射化・高性能材料の熱物性値

調合１

調合４

調合２

調合５

調合３
100

養生温度
110

80

90

60

70

40

50

20

30

温度（℃）

圧縮強度（MPa）

図 C1-4-1

比熱
KJ/（kg・K）

図 C1-4-2
0

試験体全景

10
0

図 C1-3-1

100

200
days

300

400

高温下における圧縮強度の経時変化が発生しにくい材料であることを示した。さらに、
このコンクリートの密度は、一般的な天然骨材を用いた従来材料に比べて 10 ％程度大きいので、キャスクの遮へい厚さを低減できる可能性がある。

圧縮強度や初期弾性係数の影響を評価した。図 C1-

さらに、通常コンクリートと開発したコンクリ

3-1 に、高温下における圧縮強度の経時変化の一例

ートを用いた円筒形コンクリート試験体（図 C1-4-を示す。開発したコンクリートは、20 ℃の気中養

2 ：内径φ 590mm ×外径φ 1200mm ×高さ

生後、６ヶ月間 65 ℃、１ヶ月間 80 ℃の温度履歴を

300mm）を製作し、温度ひび割れ試験を実施して与えても強度の低下はみられず、高温環境下の使その性状を比較した。開発したコンクリートを用用においても、長期健全性の確保が期待される。

いた円筒形試験体は、熱伝導性向上による最高温度の低減および熱膨張の低減により、通常コンク

C1-4低放射化・高性能コンクリートの性能確認

図 C1-4-1 に、試作した低放射化・高性能材料のリートの場合に比べ温度ひび割れの発生が少なく、耐久性に優れることを検証した。

熱物性値を示す。

58

開発したコンクリートは、熱伝導性に優れ、キ

今後、コンクリートキャスクの本格的運用におャスクの除熱性能向上に有効であること、また、

いて、本研究で開発した低放射化・高性能材料の熱膨張係数が小さく、熱膨張に起因するひび割れ

適用が図られれば幸いである。