第章

5

キャニスタ材料の健全性

第５章
材料科学研究所
地球工学研究所

キャニスタ材料の健全性 ● 目

次

機能・機構発現領域

上席研究員

新井

拓

バックエンド研究センター

上席研究員

小]

明郎

主任研究員

谷

純一

材料科学研究所

機能・機構発現領域

５−１

キャニスタ材料の環境と特色 …………………………………………………………………………………………… 99

５−２

従来型ステンレス鋼の耐食性 …………………………………………………………………………………………… 102

５−３

高耐食型ステンレス鋼の耐食性 ………………………………………………………………………………………… 108

５−４

従来型ステンレス鋼の破壊靭性 ………………………………………………………………………………………… 112

５−５

高耐食型ステンレス鋼の破壊靱性特性 ………………………………………………………………………………… 117

新井拓（1988 年入所）
入所後、しばらくは、使用済み燃料輸送・貯蔵兼用球状黒鉛鋳鉄キャスクの材料特性評価を行った。最近は、コンクリートキャスク
キャニスタ材の破壊靱性特性や SCC 特性に関する研究と軽水炉構造材料の SCC に関する研究に取り組んでいる。
（5-1、5-3 および 5-5 執筆）

谷 純一（1991 年入所）
軽水炉構造材料の腐食割れ、火力ボイラ管の腐食疲労などの研究を経て、現在は中間貯蔵用ステンレス鋼キャニスタの腐食割れの研究を主な仕事としている。手法的には、材料の電気化学的特性や表面状態を調べることにより、劣化評価や腐食機構の検討などを進めてきた。今後は、電力流通設備の腐食評価にも取り組んでいきたい。
（5-3 執筆）

98

小] 明郎（1991 年入所）
金属材料構造物の腐食寿命評価（すきま腐食等）や破壊力学的健全性評価に関する研究に従事。輸送容器の海没時の腐食評価、貯蔵容器の潮風腐食評価、高レベル地層処分用オーバーパック材の長期腐食寿命評価を行ってきた。最近は、電柱間に敷設された光通信ケ
ーブル用ワイヤの腐食寿命評価研究にも取り組んでいる。
（5-1、5-2 および 5-4 執筆）５−１

キャニスタ材料の環境と特色（1） キャニスタの概要①臨界防止機能、②除熱機能、③密封機能

コンクリートキャスク貯蔵では、使用済み燃料は、キ

このうち、①臨界防止機能について主としてバスケッャニスタと呼ばれるステンレス鋼製の容器に収納され、トに対する要件であり、キャニスタ本体（蓋も含む）にコンクリートキャスク内に挿入される。貯蔵時にはコンは、②除熱機能、③密封機能が求められる。以上ことか

クリートキャスク底部の給気口から入った冷却空気が自ら、キャニスタ材料に要求される一般的な性能には、

然対流により上方に流れながらキャニスタ表面を冷却し、（i） 崩壊熱除去が可能な熱伝導率を有すること

排気口より排出される。使用済み燃料を収納するキャニ（ii） 溶接が可能であること

スタは、熱間圧延ステンレス鋼板を用いた溶接構造の底（iii） ハンドリング時の事故で想定される落下衝撃に耐付き円筒形状の容器であり、臨界防止、遮蔽、除熱およ

えられる強度および破壊靱性特性を有すること

び密封の機能を有する。キャニスタの全長、直径は、そが挙げられる。さらに、中間貯蔵施設の海岸部への立地

れぞれ、4500mm、1650mm 程度であり、胴部の肉厚は、の可能性があり、かつ、年間を通じて湿度が比較的高い

20mm 程度である。キャニスタに使用済み燃料を収納後わが国においては、冷却空気中に含まれる海塩粒子のキした後、2 重蓋をそれぞれ胴部に溶接することにより密ャニスタ表面への付着が考えられる。このため、封性を確保する。

（iv） 塩化物応力腐食割れ（SCC）対して十分な抵抗力を有することが（2） 使用環境と要件要求される。

使用済み燃料は、発電所において水中でキャニスタに装荷される。内部の水を抜き、乾燥させた後、１次蓋、（3） 候補材

２次蓋がそれぞれ、溶接により取付けられ密封される。

貯蔵施設の立地条件から、SCC 発生の可能性が小さ

このとき、内部には不活性ガスが充てんされる。使用済

いと考えられる米国においては、（i）〜（iii）条件を満

み燃料を装荷したキャニスタは、輸送用容器（金属キャたす材料として 304 系ステンレス鋼が選択され、実際にスク）に収納され、中間貯蔵施設に輸送される。中間貯

使用されている。我が国においても 304 系および 316 系

蔵施設において、コンクリートキャスク内へ収納され、のステンレス鋼が候補材としても挙げられているが、こ中間貯蔵に供される。キャニスタの温度は、収納する燃れらのステンレス鋼は、SCC に対する感受性が比較的料の燃焼度、発電所での冷却期間および中間貯蔵開始か高いとされている （1）。このため、より耐食性の高い候ら経過時間や冷却空気条件（気象条件）等に依存する。

補材として以下の２材料の使用が検討されている。

キャニスタ表面温度は、時間の経過に伴う崩壊熱の低下

・ SUS329J4L 2 相ステンレス鋼（2）により徐々に低下する。また、キャニスタ表面温度は、・ YUS270（S31254）＝スーパーステンレス鋼

上下方向に分布し、下部から上部に向けて徐々に温度が高くなる。実物大コンクリートキャスク試験体を用いた

これらの候補材について検討すべき課題には、・ハンドリング時の事故で想定される落下衝撃に耐えら

除熱試験結果 によると貯蔵初期（使用済み燃料の発熱れる破壊靱性を有するかどうか

量 22.6kW）で 90 ℃（363K）〜 210 ℃（483K）程度、貯・十分な耐 SCC を有するかどうか

蔵末期で 70 ℃（343K）〜 130 ℃（403K）程度となるとの２つが挙げられる。当所では、上記４候補材について推定される。中間貯蔵期間の終了後、キャニスタは、コ

実機相当材料を用いた破壊靱性特性および SCC 特性のンクリートキャスクから取り出され、輸送容器に収納さ評価を行ってきた。評価結果を次節以降にまとめた。

れ、再処理施設へ移送される。
キャニスタには、通常時、事故時のいずれにおいても以下の機能の維持が求められる。

（4） 溶接残留応力（1）キャニスタの溶接部は、薄肉円筒の形状精度維持のた

電中研レビュー No.52 ● 99

め、及び使用済燃料が中に入っているために溶接密封後が得られている。

の固溶化熱処理が行えず、溶接残留応力が残ったまま使

キャニスタの溶接線における残留応力分布は、全体的用される。このため、実機における溶接残留応力の分布に周方向の引張応力が支配的であり、降伏強度近傍の値

や具体的な値を把握するために、実機の溶接を模擬したを示した。

実径の蓋部モデル試験体（図 5-1（4）-1 参照）を用い

蓋と胴の落とし蓋溶接部では、降伏強度レベルの引張て、SUS304 鋼等を例としてキャニスタの溶接残留応力

応力を示すが、胴部の縦シームと交差する位置では、降を実測した。

伏強度の 1/2 の引張応力あるいは圧縮応力を示した。

実機キャニスタにおいては、上部の蓋と胴の接合にはまた、胴部の縦シーム溶接部においては、溶接部位置

落とし蓋溶接が、胴と胴、ならびに底板と胴の接合にはでは圧縮応力を示し、その外側の母材部が一部引張応力

突き合せ溶接が適用される。このため、図 5-1（4）-1を示した。

の試験体においては、これらの溶接構造を含むように製作し、X 線回折法（溶接部表面が対象）と切断開放法

一方、底板と胴の突き合せ溶接部では、溶接部位置では降伏強度近傍の引張応力を示した。

（肉厚方向平均値が対象）による溶接残留応力を実測しさらに、X 線回折法（溶接部表面が対象）に比べ切断た。図 5-1（4）-2 の a）に SUS 304 鋼の測定結果の例を

開放法（肉厚方向の平均値が対象）では残留歪は小さい示す。

値が得られている。

一方、SUS 304L 鋼についても同様に実径の蓋部モデ得られた結果を基に、溶接残留応力の値として 0.2 ％ル試験体を用いて溶接残留応力の測定がメーカの自主研

耐力（PS）の 1.0 倍および 0.5 倍をおおよその基準とし究として実施されており、図 5-1（4）-2 の b）にそのて想定し、次章 5-2 の応力腐食割れ試験における負荷応

例を示すが、SUS 304L 鋼においても 304 と同様の結果

力パラメータとして適用した。

（a） 構造概念図

図5-1
（4）
-1

100

（b） SUS304実径蓋部モデル試験体

実径の蓋部モデル試験体の概要

S1：最大主応力
S2：最小主応力
0.2PS：0.2％耐力

500

主応力［MPa］

0.2PS

0

No.1
No.2

蓋溶接

−0.2PS

No.3
−500
−20

0

位置

140

x［mm］

No.4
（a） X線回折法

主応力［M×10−■］

500

周溶接

S1：最大主応力
S2：最小主応力

0.2PS

シーム溶接

No.5
シーム溶接

0

No.6
底溶接
No.7

−0.2PS
−500
−20

0

位置

140

x［mm］

（b） 切断開放法（a） SUS304鋼の測定線No.1の主応力分布（左上：X線回折法、左下：切断開放法）

S1：最大主応力
S2：最小主応力
0.2PS：0.2％耐力

500

主応力［MPa］

400

No.1

0.2PS

300
200

No.3

100
0
−20
0
−100

No.2

落し蓋溶接

20

40

60

80

100

120

140

−200
−300

−0.2PS

−400
−500

シーム溶接

x軸方向位置（mm）（b） SUS304L鋼の測定線No.1の主応力分布（X線回折法）

図5-1
（4）
-2

実径の蓋部モデル試験体による溶接残留応力測定結果の例

電中研レビュー No.52 ● 101

５−２

従来型ステンレス鋼の耐食性（1） はじめにる速度論的な寿命評価を行う必要がある。

キャニスタの耐食性については、密封機能保持のため特に高い配慮を払う必要がある。キャニスタの貯蔵期間（3） 孔食やすきま腐食に対する腐食寿命評価方法を仮に 40 年から 60 年と想定すると、貯蔵中に海塩粒子

キャニスタ材料の孔食やすきま腐食特性について定性がキャニスタ外表面に直接飛来して蓄積するとともに、的な材料比較を行う際には、各材料の孔食やすきま腐食

使用済み燃料の崩壊熱の減衰によりキャニスタの温度はの発生電位を比較することにより可能（1）である。

低下し、貯蔵期間中にコンクリート製貯蔵キャスク内部

しかし、孔食やすきま腐食に対する腐食寿命（密封寿命）の相対湿度が上昇して腐食が起こり易くなってくる。まを定量的に評価する際には、各々の腐食速度等を用いてた、溶接部は溶接残留応力が残っていることから応力腐

キャニスタの肉厚貫通までの寿命を推定する必要がある。

食割れ（SCC）等の耐食性を考慮して腐食寿命を評価で評価例を以下に示す。

きるようにしておく必要がある。

孔食やすきま腐食に対するキャニスタの腐食寿命＝

電中研においては、貯蔵中におけるキャニスタの腐食

腐食開始温度（約 100 ℃）になるまでの期間

寿命評価方法の提案を目的として、SUS 304 系、316 系＋腐食進行により肉厚貫通までの期間（進展寿命）

ステンレス鋼を対象に平成９年度から 15 年度まで試験…………（5.2-1）式研究を実施した。その際、約数年間の短期間で数十年間（発生までの潜伏期間（発生寿命）は比較的短いためのキャニスタの腐食寿命を評価するための結果を得る必ここでは無視した。
）

要があることから、促進試験（60 ℃の塩水ミスト充満環境下）と自然暴露試験（国内で非常に厳しい腐食環境とされる宮古島）を併用した。
現在、国内で考えられているキャニスタの候補材料と「腐食開始温度（約 100 ℃）になるまでの期間」は、実機を対象にキャニスタ各部位の貯蔵中の温度履歴を解析することにより求まる。

して SUS 304、304L、316、316L（BWR 用 316（LN）

SUS 304、304L の孔食速度については、鋭敏化の影響含む）等の許認可実績のある材料ならびに原子力プラン

も含めて宮古島基準の自然環境中での暴露データが経産トで使用実績はないが高耐食性の 329J4L、YUS270 等の省受託試験において電中研により整備され、また、すきステンレス鋼が想定されていることは 5-1 の（3）項で述

ま腐食速度については、宮古島基準の自然環境中におけべた。

る SUS 304 の暴露データが既に得られている（2）（3）。

本項では、許認可実績のあるステンレス鋼（SUS 304

約６年間の暴露期間で得られた最大孔食速度は最も大系、316 系 ） を 従 来 型ステンレス鋼と称し、これ ら

きいケースで約 20 μｍ/年（SUS304（非鋭敏化材）、ア

SUS304、304L、316（LN）の母材ならびに溶接部を対ンダーグラス（雨のあたらない自然通風型）暴露の場合）象として、種々の腐食試験を行い、得られた成果を基にであり、貯蔵期間 40 年間では 0.8mm と見積もられるこ取纏めた従来型ステンレス鋼の腐食寿命評価方法の概要とから、孔食単独でキャニスタに貫通孔があくことはなについて述べる。

いと推定できる。
すきま腐食は塩化物が堆積した腐食生成物下で発生す（2） 従来型ステンレス鋼の腐食形態ることが経産省受託試験において認められており、すきキャニスタの貯蔵環境である海塩粒子飛来環境におい

ま腐食の発生は想定しておく必要があるが、すきま腐食てのステンレス鋼の腐食形態は局部腐食（孔食、すきま

速度は孔食同様に自然環境では非常に進行が緩やかな結

腐食、応力腐食割れ（SCC）等）である。これらの材料

果が得られている。

はいずれも孔食、すきま腐食、ならびに SCC を発生す

このため、孔食、すきま腐食に関しては、単独での侵る条件下で貯蔵に供されるため、腐食の発生を前提とす

食効果よりも、SCC 発生の起点になりうるとの観点か

102

ら、考慮することが必要と考えられる。
また、これまでに得られた暴露データは実貯蔵サイトのものではないため、実貯蔵サイトでの寿命を判断する
30

際には、実サイトが決まった段階で同様の方法による腐試験片

食速度データもしくは宮古島との比較データ等を取得し、80

寿命を評価することが望ましい。

16
（mm）

（4） SCC に対する腐食寿命評価方法（4）

図5-2-1SCC発生寿命を調べるための応力負荷試験片（a） 溶接残留応力
SCC は引張応力が存在する部位において局所的なすの治具で 0.5 σｙと 1.0 σｙの応力を負荷した。暴露試験

べりを伴って進行する腐食であり、キャニスタでは溶接

は、財団法人 日本ウェザリングテストセンターの宮古部近傍の溶接残留応力が存在する部位が対象となる。キ

島試験場を用いて直接暴露とアンダーグラス暴露で行っャニスタの溶接残留応力については、5-1 の（4）項で述た。促進試験条件は以下のとおりである。

べたように、実機と同じ遠隔自動溶接による実径の蓋部モデル試験体（SUS304、304L 鋼）を用いて、溶接残留応力を実測している（4）。その結果を踏まえ、本項では、

試験温度： 60 ℃、湿度： 95 ％ RHS.、NaCl ミスト充
満（試験片表面では、NaCl 飽和濃度）
腐食試験後に、除荷して試験片断面を切断して光学顕引張応力として 1.0 σ y（σ y ： 0.2 ％耐力）ならびに 0.5

微鏡ならびに電子顕微鏡で観察し、SCC の発生を調べ

σ y をおおよその基準として SCC 試験を行った。

た。図 5-2-2 と図 5-2-3 に得られたデータの例を、表 52-1 に結果をまとめて示す。

（b） SCC に対するキャニスタの腐食寿命評価方法
耐 SCC 性能について定性的な材料比較を行う際には、各候補材料の SCC 発生電位（すきま腐食の発生下限界

SUS304 等のステンレス鋼表面には強固な腐食生成物が生成・成長し、その下では孔食のみでなくすきま腐食の発生も認められた。孔食の底部ならびに腐食生成物下（5）〜（7）電位と一致）

を比較することにより可能である。

しかし、SCC に対して貯蔵中の密封性がいつまで保たれるかという定量的な腐食寿命評価に際しては、例え

SCC に対するキャニスタの腐食寿命＝Loading Stressば以下の概念で推定する必要がある。

1.5 σy

腐食開始温度（約 100 ℃）になるまでの期間

no SCC

1.0 σy0.5 σy0.0 σy＋ SCC 発生までの期間（SCC 発生寿命）

10＋ SCC が進展してから肉厚貫通までの期間「腐食開始温度（約 100 ℃）になるまでの期間」は、
5-2 の（3）項と同様、温度解析により求まる。

1000
Time
（day）

10000

（a） Base Metal…………（5.2-2）式

1.5 σyLoading Stress（SCC 進展寿命）100

no SCC
Pitting growth、no SCC

1.0 σy0.5 σy0.0 σy（c） SCC 発生寿命（2）SUS 304、304L、および 316（LN）の SCC 発生寿命

10

100

1000
Time
（day）

10000

（b） Weldは、図 5-2-1 に示す応力負荷試験片を用いて自然暴露および促進試験の両方で取得した。試験片は、肉厚1.5mm ×幅 10mm ×長さ 65mm で、絶縁したチタン製

図 5-2-2

SCC 発生までの時間の例（SUS304：自然暴露（直接暴露））

電中研レビュー No.52 ● 103

表5-2-1
材

キャニスタ材のSCC発生寿命測定結果
負荷
応力

質

SUS304

SUS304L

母材

1.0σy

溶接部

1.0σy

SCC発生寿命/自然暴露（日）直接暴露A1 アンダーグラスA2
860以上

0.5σy

993以上

母材

1.0σy

860以上

溶接部

1.0σy

993以上

0.5σy
SUS316（LN） 母材
溶接部

SCC発生寿命/促進環境
B（日）

993以上

15〜30未満364〜573未満

10〜15未満993以上

15〜30未満1098以上5〜15未満15〜30未満
5未満

1.0σy

686以上

686以上

1.0σy

581以上

581以上

15〜30未満0.5σy注１）「860以上」：暴露後860日を経過してもまだSCCを発生していないことを示す。
他も同様。自然暴露ではほとんどの試験片においてまだSCCを発生していない。
注２）「364〜573未満」：364日を経過してもまだSCCを発生していなかったが、573日目に回収した試験片ではSCCの発生が一部認められたことを示す。他も同様。

no SCC
Pitting growth、no SCC
SCC growth

Loading Stress

1.5 σy1.0 σy87
0.5 σy0.0 σy

52

1

10

100
Time
（day）

試験片

1000

96

30
（mm）

（a） Base Metal
no SCC
Pitting growth、no SCC
SCC growth

Loading Stress

1.5 σy

図5-2-4

SCC進展速度を調べるための応力負荷試験片

1.0 σy予き裂（貫通き裂、半楕円表面き裂）を挿入し、絶縁し0.5 σyたチタン製の治具で 0.4 σｙと 0.8 σｙの応力を負荷した。
0.0 σy

1

10

100
Time
（day）

1000

（b） Weld

暴露試験方法と促進試験条件は前（c）項と同じである。
腐食試験後に、負荷応力を再測定するとともに、除荷後に試験片断面を切断して光学顕微鏡ならびに電子顕微鏡で観察し、SCC き裂の最大進展深さを測定するとと

図 5-2-3

SCC 発生までの時間の例（SUS304：促進環境）

もに、応力拡大係数 K を求めた。図 5-2-5 と図 5-2-6 に得られたデータの例を、表 5-2-2 に結果をまとめて示す。

に発生したすきま腐食の底部から SCC が発生していることが、試験片の断面観察で確認されている。
即ち、SCC は孔食経由のみでなくすきま腐食経由でも起こり得ると考える必要がある。

SUS 304 と 304L においては、促進試験の場合は応力拡大係数 K が約 0.3 〜 32MPa √m の範囲において SCC 進
展速度（深さ方向最大き裂進展量から求めた速度の平均値）は約 9.3 × 10 − 10 〜 1.2 × 10 − 9m/s であったが、暴露試験においては応力拡大係数 K が約 0.6 〜 9.0MPa √m の（d） SCC 進展寿命範囲において 6.4 × 10 − 12 〜 1.5 × 10 − 11m/s であり、促SUS 304、304L、および 316（LN）の SCC 進展速度進試験における SCC 進展速度に比べて約２オーダ小さ

データは、図 5-2-4 に示す応力負荷試験片を用いて自然い。また、得られたデータの範囲において、促進試験と暴露および促進試験の両方で取得した。試験片は、肉厚暴露試験共に応力拡大係数（K 値）依存性は小さい結果

10mm ×幅 15mm ×長さ 90mm で、試験片中央部に疲労が得られた。

104

1.E−07

1.E−07
Type 304、BASE METAL、DIRECT

Type 304、WELD、DIRECT

Type 304、WELD、DIRECT

Type 304L、BASE METAL、DIRECT

Type 304L、WELD、DIRECT

1.E−09Type 304L、WELD、UNDER GLASSType 316（LN）、WELD、DIRECT
Type 316（LN）、WELD、UNDER GLASS

1.E−101.E−11

1.E−12

1.E−13

1.E−140.1

Type 304L、WELD、UNDER GLASS

1.E−09Type 316（LN）、WELD、DIRECT

1.E−101.E−11

1.E−12

1.E−13

1.E−14
0.1

10
1
100
Stress Intensity Factor K（MPa√m）（a） 貫通予き裂

図 5-2-5

従来型ステンレス鋼の SCC 進展速度（自然暴露）

1.E−07

1.E−07

1.E−081.E−081.E−091.E−101.E−11
Type 304、BASE METALType 304、WELD

1.E−1210
1
100
Stress Intensity Factor K（MPa√m）（b） 半楕円表面予き裂

SCC Propagate Rate da/dt（m/s）

SCC Propagate Rate da/dt（m/s）

Type 304、WELD、UNDER GLASS

1.E−08Type 304、WELD、UNDER GLASSSCC Propagate Rate da/dt（m/s）

SCC Propagate Rate da/dt（m/s）

1.E−08Type 304L、BASE METAL

1.E−091.E−101.E−11
Type 304、BASE METALType 304、WELD

1.E−12Type 304L、BASE METALType 304L、WELD

Type 304L、METALType 316（LN）、BASE METAL

1.E−13

Type 316（LN）、BASE METAL

1.E−13

Type 316（LN）、WELD

Type 316（LN）、WELD

1.E−14
0.01

0.1

10

1

Stress Intensity Factor K（MPa√m）（a） 貫通予き裂

図 5-2-6100

1.E−14
0.01

0.1

1

10

100

Stress Intensity Factor K（MPa√m）（b） 半楕円表面予き裂（8）
従来型ステンレス鋼の SCC 進展速度（促進環境）

電中研レビュー No.52 ● 105

表 5-2-2

キャニスタ材の SCC 進展速度測定結果
SCC 進展速度 / 自然暴露（m/s）

材
SUS304

SUS304L

質
母材

直接暴露 A1

アンダーグラス A2

SCC 進展速度 / 促進環境
B（m/s）

6.4 × 10 − 12−（SCC 未発生）

9.3 × 10 − 10

溶接部

6.6 × 10

母材

1.5 × 10 − 11−（SCC 未発生）

1.0 × 10 − 9

溶接部

7.5 × 10 − 12

4.2 × 10 − 12

9.7 × 10 − 10−（SCC 未発生）−（SCC 未発生）

1.4 × 10 − 10

9.8 × 10 − 12

6.4 × 10 − 12

5.0 × 10 − 11

SUS316（LN） 母材
溶接部

− 12

3.2 × 10− 12

1.2 × 10 − 9

注）SCC 進展速度の数値は、各試験片毎の深さ方向最大き裂進展量から求めた速度の平均値を示す。

得られた暴露試験での SCC き裂進展速度約 6.4 ×（φ330）

10 − 12 〜 1.5 × 10 − 11m/s は、１年当りのき裂進展量約 0.2

φ12.7

60

その他、電中研においては、本研究とは異なる定荷重

6074 年）する。

120（4）〜 0.5mm/年に相当（15 ｍｍの板厚貫通までに約 30 〜方式の試験片（試験片本体：肉厚２ mm ×平行部幅５
φ240
φ304

mm ×平行部長さ 30mm）を用いて、人工海水等を滴下する方法を用い、試験片破断までの寿命を求めた例も報13（a） 突合せ溶接試験体（mm）

告されている （9）。この場合に得られる試験片破断寿命（φ330）

は、１）SCC 発生寿命＋２）最大き裂深さが肉厚２ mm

φ12.7

60

肉厚２ mm 分に達した後に幅５ mm 分の試験片が破断

120

（4）

分に達するまでの SCC 進展寿命＋３）最大き裂深さが60に到るまでの寿命、の合計値である。この破断寿命の概念は、機械的な破断を評価する際には適しているが、キ
φ240
φ304

ャニスタの密封寿命は最大き裂深さが肉厚に到達した時

13

点で密封性能を喪失すると考えられることから、放射性（b） 落し蓋溶接試験体（mm）

物質の閉じ込め性能に関わる保守的評価のためには各々の寄与分を分離して評価する必要があり、今後の課題と

図5-2-7

キャニスタ1/5縮尺モデル試験体の寸法形状

写真5-2-1

密封性能を喪失したキャニスタ1/5縮尺
モデル試験体（304落し蓋溶接）の例（白い泡を発生している部分が漏洩位置を
示す。）

言える。

（e） キャニスタ 1/5 縮尺モデル試験体の密封寿命
実機の溶接構造を模擬したキャニスタ径が 1/5 の縮尺モデル試験体を、応力負荷試験片で用いたのと同じ促進
環境下に曝し、定期的に密封性能を測定することにより、
SCC による密封性能喪失までの密封寿命を調べた。図5-2-7 に試験体の形状を、表 5-2-3 に試験体リストを示す。写真 5-2-1 に密封性能を喪失したキャニスタ 1/5 縮尺モデル試験体の概観写真の例を示す。
密封性能を喪失したキャニスタ 1/5 縮尺モデル試験体の切断解体調査（ミクロ組織観察ならびに破面の SEM
観察）により、密封性能の喪失の原因が SCC によるも106

表5-2-3

試験体一覧とキャニスタ1/5縮尺モデル試験体の密封寿命の比較（促進環境）
応力負荷試験片による密封寿命

材質ならびに溶接方式
SUS304

SUS304L

SUS316（LN）

1/5縮尺モデル試験体による構造物
としての密封寿命A（日）

突合せ溶接

1201

落し蓋溶接

980

突合せ溶接

719

落し蓋溶接

541

落し蓋溶接

981以上
（密封性能保持中）

SCC発生寿命
B1（日）SCC進展寿命B２（日）肉厚貫通寿命B3（B1＋B2）（日）

備考

10〜15未満

平均値125
注１）

平均値135〜140

B3∠A

5未満

平均値155
注２）

平均値160B3∠A

15〜30未満

3009注３）3024〜3039−

注）本表では負荷応力1.0σyの溶接部の促進試験データを適用した例を示す。
B2の算出方法：B2＝（1/5縮尺モデル試験体の肉厚13mm）/（促進試験で求めたSCCき裂進展速度da/dt）
注１）：平均値：肉厚13mm/（1.2×10−9m/s；＝38mm/年）＝125日
注２）：平均値：肉厚13mm/（9.7×10−10m/s；＝31mm/年）＝155日
注３）：肉厚13mm/（5.0×10−11m/s；＝1.6mm/年）＝3009日
SUS316（LN）のSCC進展速度はデータ数が一点のため、さらにデータ数を増やして判断する必要がある。

のであることを確認し、構造物としてのキャニスタが

肉厚方向最奥部の圧縮応力域と推定される領域で応力腐

SCC によって密封性能を喪失することがありうること

食割れによるき裂進展が停止している可能性が示唆されが示された。

た。

表 5-2-1 と表 5-2-2 に示す促進試験結果を用いて、キ以上のことから、構造物としてのキャニスタの密封寿ャニスタ 1/5 縮尺モデル試験体の溶接部肉厚 13mm が貫命を評価する際には、肉厚方向の溶接残留応力分布を考通するまでの寿命と、同じ促進環境に曝したキャニスタ

慮して評価することが非常に重要であると言える。

1/5 縮尺モデル試験体の構造物としての密封寿命実測結果を比較した結果を表 5-2-3 に示す。キャニスタ 1/5 縮（f） キャニスタの自然環境中における密封寿命を推定

尺モデル試験体の密封寿命実測値は、小型の応力負荷試

表 5-2-1 及び表 5-2-2 に示すように、促進試験結果と験片から求めた密封寿命に比べて、概ね大きい値を示し、同様に自然環境においても SCC 発生寿命、SCC 進展速

（10）

。

度が求められ、密封寿命の推定が可能となることが示さ

さらに、試験後の切断解体調査を行った 304 落し蓋溶れた。宮古島での暴露試験結果からキャニスタの自然環

接試験体においては 60mm 厚さの蓋板（母材）断面の境中における密封寿命を推定した結果の例を表 5-2-4 に構造物としての裕度を有することが明らかとなった

表5-2-4

キャニスタの自然環境中における密封寿命（宮古島での暴露試験結果からの推定例）
SCC進展寿命
SCC発生寿命（年）
進展速度（平均値） 肉厚貫通寿命（平均値） C（＝A＋B2）
A（年）B1（mm/年）
B2（肉厚 13mm/B1）（年）

SUS304
直接SUS304L

暴
露

ア
ン
ダ
ー
グ
ラ
ス
暴
露

母材

2.4以上

0.2

65

67

母材

2.4以上

0.5

260

262

溶接部

2.7以上

0.2

65

68

母材

1.9以上

─（SCC未発生）

─

─

溶接部

1.6以上

0.3

43

45

母材

2.7以上

─（SCC未発生）

─

─

溶接部

1.0〜1.6未満

0.1

130

131

母材

2.7以上

─（SCC未発生）

─

─

0.1

130

133

溶接部

SUS316LN

SUS304

SUS304L

溶接部
SUS316（LN）

母材

1.9以上

─（SCC未発生）

─

─

溶接部

1.6以上

0.2

65

67

電中研レビュー No.52 ● 107示す。

短期間で数十年間のキャニスタの腐食寿命を評価するた

このように、（5.2-2）式に従い、小型の応力負荷試験

めの結果を得る必要があることから、国内でも非常に厳片による、SCC 発生寿命と SCC 進展寿命、ならびにキ

しい腐食環境とされる宮古島での暴露試験データを取得

ャニスタの温度履歴を求めることでキャニスタの密封寿するとともに、促進試験を行い、促進試験で求めた寿命命が求まり、得られた結果は、構造物としてのキャニス評価方法が自然環境中においても適用でき、SCC 発生

タ 1/5 縮尺モデル試験体による密封寿命実測値に比べて寿命と SCC 進展速度データからキャニスタの腐食寿命

安全側の寿命を与え得ることが明らかとなった。

が判断できることを示した。

なお、実貯蔵サイトでの寿命を判断する際には、実サ

実際の貯蔵サイトにおけるキャニスタの腐食寿命を正イトが決まった段階で本項と同様の方法もしくは、比較確に評価するためには、環境因子が単独の影響でなく複データを取得し、寿命を評価することが望ましい。

雑に絡む環境条件を可能な限り考慮できるよう同様の小型応力負荷試験片を用いて実際のサイトにおけるキャニ（5） おわりに
貯蔵サイトがまだ決まっていない段階で、約数年間の５−３

スタの環境条件での試験データを求めて判断する必要があると考えられる。

高耐食型ステンレス鋼の耐食性

化学プラントなど、耐食性が要求される機器類に用いまった評価をした例は少ない。当所においては、種々のられる基本的な材料は 18Cr-8Ni のいわゆる 304 系のオー

温度条件において、キャニスタ候補材の耐食性および応

ステナイトステンレス鋼である。さらに、耐酸性や耐ハ

力腐食割れ感受性を評価した。

ロゲン性、あるいは強度が要求されるような箇所には
304 系をベースとして合金元素量を増やしたり、Cr、Ni

5-3-1

耐孔食性

以外の添加元素を加えたりした、さまざまなステンレス鋼が開発されてきた。塩素イオンを代表とするハロゲンステンレス鋼の耐食性の指標の一つに孔食電位がある。

が存在する環境では、孔食やすき間腐食が問題となりや

孔食の発生には塩素濃度の他に電位、すなわち酸素濃度

すい。孔食やすき間腐食への抵抗性は Cr、Mo、N の添などの環境の酸化力も関係する。塩化物イオンを含む脱加によって高められる。応力腐食割れ（SCC）は、孔食

気溶液中において、試料電極に徐々に電圧を印加すると、やすき間腐食が起点となるものと考えられるため、それステンレス鋼表面の保護皮膜（不動態皮膜）が塩素イオ

らの元素量が増せば応力腐食割れに対する感受性も低減

ンにより破壊されることにより急激な電流の上昇が認めできると考えられる。Ni はオーステナイト相を安定化られる。このときの電位を孔食電位と呼んで、材料の耐させるための添加元素であるが、耐酸性を増すことや、

孔食性の指標として用いている。当所における応力腐食割れの感受性を減ずることも知られている。

SUS304L の大気中腐食試験結果からは ESCC が孔食をコンクリートキャスクキャニスタの候補材も、304 系

起点に生ずる可能性が示唆された。従って、孔食に対すよりも耐食性の著しく高い材料が選定されており、海塩る抵抗性と ESCC 抵抗性には相関関係があるものと考え粒子の付着に伴う応力腐食割れによってキャニスタが損られる。そこで耐孔食性指標 Rpit ＝［％ Cr］＋ 3.3［％

傷を受ける可能性は極めて低いと考えられる。ただし、Mo］＋ 16［％ N］を用い比較を行ったところ、各材料

高耐食型ステンレス鋼に関する多くの研究は大気環境での Rpit は SUS304L、SUS329J4L および YUS270 に対し使用する一般構造物を念頭に置いており、キャニスタでて、それぞれ 18.1、40.3 および 43.1 となりキャニスタ候想定される常温から 100 ℃以上の温度範囲においてまと

補材の Rpit は SUS304L の２倍以上となり、優れた耐孔108

孔食電位の評価は材料特性を知る上で重要であるが、実孔食電位/mV（SCE）

1200
S31254（YUS270）

1000

発銹が生じた箇所ではすき間腐食などの浸食が生じるた

800

め、応力腐食割れの起点となる可能性がある。つまり、

SUS329J4L

600

発銹の有無は応力腐食割れの有無を判定する指標にもな

400
SUS316L

200
0

−200

環境に近い条件での腐食性の評価も必要である。また、りうる。ここでは、錆の発生（発銹）を指標として腐食性を評価した結果について述べる。試験片としては、

SUS304L
30

40

50

60

70

80

温度/℃

図5-3-1

飽和人工海水中で計測した孔食電位

SUS316L、SUS329J4L、YUS270 の３鋼種を用いた。試験片表面に人工海水を噴霧して表面塩素濃度を 0.1、1、５ g/m2 as Cl に調整し、５ L の容器内に水平に置き、所定の温度で所定の湿度になるように少量の水を試験片と食性が示唆された。そこで本報告では孔食電位（Epit）

共に封入した。試験片と水を密封したケースは、恒温槽を実際に測定し、この点を確認することとした。なお、内に設置し、500 時間保持した。試験終了後に、試験片

試験溶液は海塩粒子の乾燥過程で高濃度の塩水が生ずる

表面を撮影し、画像から錆の領域を抽出することによっことを考慮して、各試験温度での飽和人工海水とした。

て発銹面積率を求めた。錆領域の抽出には汎用の画像解

図 5-3-1 にその結果を示すが、比較材の 304L は 30 ℃に

析ソフトを用いた。なお、試験片の縁は加工の影響など

おける Epit が約 100mV vs. SCE 程度で、試験温度の上により腐食量が多くなる恐れがあるため、外周部２ mm

昇に伴い-150mV vs. SCE 程度まで低下した。SUS316Lの領域は発銹面積率の算出から除外した。試験開始後の Epit は 304L と比較して高い側にあるが、温度依存性

24h 程度で発銹の有無は肉眼で判別できるようになり、はほぼ同様な傾向であり、350mV vs. SCE から− 50mV

それ以降の変化は目視観察の限りにおいては確認できな

vs. SCE まで単調に低下した。これに対し SUS329J4L おかった。500h 経過後の試験片表面の一例を図 5-3-2 に示

よび YUS270 の Epit は試験温度 60 ℃までは非常に高く、す。図は 80 ℃、相対湿度 20 ％、塩分付着量５ g/m 2 と次式に示す水の分解が生ずる電位に近い値となっている。

いう比較的厳しい条件の結果を示したものである。同一＋

2H2O → O2 ＋ 4H ＋ 4e−の試験条件における鋼種の比較では、SUS316L の発銹

60 ℃を越えると、SUS329J4L の Epit が低下し始め、面積が最も大きく、SUS329J4L、YUS270 の発銹面積は70 ℃を越えると YUS270 の Epit も低下し始めた。Epit

SUS316L の 1/3 程度となった。

が低下するような温度条件下では試験片表面に典型的な孔食が生じていた。

発銹面積率 0.05 ％以上、もしくは 0.02 ％以上を発銹の境界と定めて、塩分付着量と相対湿度を軸にとった発銹

以上のように、飽和人工海水中の SUS329J4L およびマップを作成した。図 5-3-3 は 80 ℃における試験結果

YUS270 の孔食電位は、304L 等と比較し 30 ℃から 80 ℃をまとめたものである。図中×と△で示したものが発銹までの広い温度範囲で高い値であることが判明した。化ありで、それぞれ発銹面積率 0.05 ％以上、0.02 ％以上で学プラント等の事例において粒内型の SCC は孔食を介あり、○で示したものは発銹面積率 0.02 ％未満を意味し、して発生／進展する場合が多いことを考慮すると、孔食発銹なしと定義した。なお、図中において３鋼種まとめ電位が高い、すなわち孔食が発生し難いことは、SCCて１点の相対湿度値に対応する。80 ℃においては、鋼が生じ難いことを意味するものであり、キャニスタ候補

種によらず、発銹の臨界条件は塩分濃度５ g/m2 に対し、材の優れた特性を裏付けるものと考えられる。

相対湿度 20 〜 25 ％の間に存在すると考えられる。70 ℃、
80 ℃においても同様な評価を行った。傾向として、候5-3-2

付着塩分量、相対湿度と発銹の関係

補材は従来材よりも耐食性に優れることが示されたが、
図 5-3-3 に示されるように、試験条件があまり細かくな

キャニスタの使用環境は大気中であるため、実機で想定される腐食は、水溶液腐食ではなくて大気腐食である。

かったために定量的な違いを述べるほどには至らなかった。

電中研レビュー No.52 ● 109

（a） SUS316L（b） SUS329J4L

図5-3-2（c） YUS270

発銹試験後の表面状態（80℃、RH＝20％、5g/m2、as CI）

破断検出器

発銹面積率≧0.05％
発銹面積率≧0.02％
発銹面積率＜0.02％試験片

6表面塩素濃度/g・m−2

42

SUS329J4L、YUS270の発銹限界
バネ

1

8
6
4

SUS316L
SUS329J4L
YUS2702

図5-3-4SCC感受性評価の試験片と治具

SUS316Lの発銹限界

0.1

8

5

10

15
20
相対湿度（％）

25

中断し表面観察および写真撮影を行った。図 5-3-5 にSEM で観察した試験片表面の様子を示す。図中（a）〜

図5-3-380℃における発銹マップ（d）は、いずれも別個の試験片であり、同一箇所の時間変化を記録したものではない。図に示した試験片は

5-3-3

応力腐食割れ感受性評価

SUS329J4L で、試験条件は 80 ℃、相対湿度 35 ％である。
撮影箇所は、発銹が生じた箇所に対応する。試験時間

キャニスタの密封機能喪失の原因として最も懸念すべ

12h においても応力方向に依存した微小なき裂状腐食がき腐食現象は応力腐食割れ（SCC）である。SCC の評価認められており、この試験条件においてはき裂状腐食発には種々の方法があるが、SCC の発生から進展までを

生の潜伏期間がほとんど無いことを示している。また、含めた SCC 感受性を調べるためには、単純な定荷重試

試験環境中での保持時間が長いものほどき裂状腐食の形

験が適している。図 5-3-4 に示すように、バネを用いた状が大きくなっている。YUS270 についても、同様な結

単軸引張による SCC 試験を行った。負荷応力は 0.2 ％耐果が得られた。

力の半分から引張強さ近傍までの範囲で種々設定した。

80 ℃、相対湿度 35 ％の条件下での付加応力と破断時

図中の試験片中央部に人工海水を滴下し、海塩を付着さ間もしくは試験時間の関係を図 5-3-6 に示す。

せた。

SUS329J4L および YUS270 の両候補材については

塩分付着後、恒温・恒湿器中で破断検出器に接続し、

30,900h まで試験を行っても、SCC によって破断しなか

治具ごと 80 ℃-相対湿度（RH）＝ 35 ％、70 ℃− RH ＝った。SUS304L の場合、最も応力が高い条件では 250h

35 ％および 60 ℃− RH ＝ 35 ％の環境中に試験片を保持で破断しており、SUS329J4L および YUS270 ともに

し SCC 試験を行った。試験中、所定の時間毎に試験を

SUS304L と比較して高い SCC 抵抗性が示された。図 5-

110Stress

Stress（a） 12h（b） 27hStressStress（c） 500h

図5-3-5（d） 1000h

SUS329J4Lの初期き裂（80℃、RH＝35％、10g/m2 as CI、1.2σy）

3-5 に示したとおり高耐食性材料においても、SCC き裂

800

付加応力、σ/MPa

σ＝−1383log（tf）＋3786の起点となり得る、微小なき裂状の浸食の発生には、ほ600

とんど潜伏期間が無いことが明らかである。一方で、図5-3-6 に示すように高耐食性材料は高い耐 SCC 性を有し400ている。これは、き裂状の腐食から SCC き裂への変化
200

0
101

SUS304L
破 断：
未破断：
SUS329J4L
YUS270102が遅いこと、あるいは SCC き裂進展速度が遅いことに
15,000h取出
30,900h未破断
103

よるものと推定される。

104

破断時間、tf 試験時間/h

図 5-3-6付加応力と破断時間の関係（80℃、RH＝ 35％）

電中研レビュー No.52 ● 111

５−４

従来型ステンレス鋼の破壊靭性（1） JIC 値（JQ 値）

ステンレス鋼の JIC 値に比べて、本確証試験で得られた

現在、国内で考えられているキャニスタの候補材料として SUS 304、304L、316、316L（BWR 用 316LN 含む）

J 値はほぼ同レベルの値ないしかなり上回る値を示し、差異が認められた。

等の許認可実績のある材料ならびに原子力プラントで使得られた J 値が正当にき裂発生点の J 値（J i 値）とし

用実績はないが高耐食性の 329J4L、YUS270 等のステンて認められるか否かを確認することはき裂の発生を評価

レス鋼が想定されている。

する上で極めて重要であることから、次項の COD 試験

本項では、許認可実績のあるステンレス鋼（SUS 304、を行いき裂発生点の J 値（Ji 値）を確認することとした。

304L、316LN）を従来型ステンレス鋼と称し、SUS304、
SUS304L 、SUS316（LN）鋼の母材、溶着金属、なら（2） COD 試験から求めた Ji 値

びに熱影響部（HAZ 部）を対象として、適切なサイド

ここでは、SUS304、SUS304L 、SUS316（LN）の母

グルーブを付与した 0.5T-CT 試験片を用いて、米国材料

材、溶着金属、ならびに熱影響部（HAZ 部）を対象と学会 ASTM の規格（1）に従って、単一試験方法（除荷コ

して、適切なサイドグルーブを付与した 0.5T-CT 試験片ンプライアンス法）による静的破壊靭性試験を行い、外を用いて、複数試験片方法によるき裂開口変位（COD）

力負荷時の評価に必要な材料の破壊靭性値 J 値（JIC、JQ）

試験（英国規格 BS5762-19793）等による）を行い、安値を求めた。

定き裂発生点を示す破壊力学的パラメータδi（き裂先単一試験方法とは、一本の試験片で荷重負荷と除荷を

端開口変位）を求めた。さらに、δi と J 値との相関関係

複数回繰返して、得られた応力−歪関係から計算した Jを求めて、き裂発生点の J 値（Ji 値）を求めた。複数試

積分値と外装したき裂進展量とから JIC 値を求める方法

験片方法とは、複数の試験片を用いて外挿法によって安である。SUS304、SUS304L で得られた結果の例を図 5-

定き裂の発生点を把握する方法である。BS5762-1979 に4-1 に示す。

記載されたδi 導出の概念図を図 5-4-2 と図 5-4-3 に示す。

除荷コンプライアンス法で得られた J 値（図 5-4-1 に複数試験片法によるδi の測定手順は BS 5762-1979 を示す）を他文献のデータと比較検討したところ、（社）

基本としているが、コンパクト試験片のδの算出式は日日本機械学会の「発電用原子力設備規格

本溶接協会 WES 1108-19954）等に基づいている。

維持規格

（2）

JSME S NA1-2000」 （Ⅱ）-17-3 頁のオーステナイト

また、一般的に、J ＝ m σ y δの関係（5）があることから、δi から延性き裂発生時の J 値、即ち Ji を求めること
ができる。

3000

なお、最終的に評価手法として用いる破壊力学パラメ
2500

JQ（kJ/m2）

2000
4

SUS304（母材）
SUS304（Depo）
SUS304（HAZ）

0−200 −150 −100 −50
050
試験温度（℃）

112

最大荷重
1

荷重P

1000

図5-4-1

2

5

1500

500

3

SUS304L（母材）
SUS304L（Depo）
SUS304L（HAZ）

100

150

200

従来型ステンレス鋼の破壊靭性値の温度依存性

クリップゲージ変位

図5-4-2荷重─クリップゲージ変位曲線（出典：BS5762-1979）

3.50
3

COD
δ
発生
δi

4
5

3.00
COD
（δ）、mm

2

1

2.50
2.00
1.50

δ＝1.16Δa＋0.58

1.00
0.50
0.00
0.00

安定き裂長さ

0.50

100

1.50

2.00

2.50

3.00

Δa、mm

図5-4-3 δi（安定き裂発生点を示すき裂開口変位）
導出の概念図（出典：BS5762-1979）

ータは J 積分値を無次元化したΦを想定しており、ΦはJ 積分値のみでなく COD の評価も可能なパラメータである。

図5-4-5COD（δ）−Δa線図の例（304L 母材、150℃）

試験片の算出式により、当該試験片のδを求めた。
求めた各き裂進展量△ a と、COD（δ）を図 5-4-5 の例に示すようにプロットし、△ a ＝ 0 なる点に外挿して

2

即ち、Φ＝ J/2 π E εｙ a ＝δ/2 π a ε y（m ＝１の場得られる COD 値を安定き裂成長開始時の COD 値、δi

合の例）

とした。

ここで、E ：ヤング率、ε y ：降伏歪、δ：き裂開口
変位（COD）、a ：き裂長さ

また、J とδとの一般式 J ＝ m σ y δに実験データ（荷重変位線図から求めた J 積分値と実験値としてのδ）
を適用し係数 m を求めた。即ち、σy とδの積と J の相試験装置（油圧サーボ式疲労試験機）を用いて、図5-4-2 に示すように負荷荷重とクリップゲージ変位の荷重変位曲線を求め、種々の荷重で除荷した。除荷後、加熱着色法で破面を着色した後に、試験片を強制破壊させて、破面を現出させ、初期き裂（疲労予き裂）長さ a 0と安定き裂進展量△ a を求めた。a0 と△ a は図 5-4-4 に示すように９位置の値の平均値として求めた。

関をプロットし、プロットした点を原点を通る直線で近似したときの傾きを m とした。
ここで、σy は有効降伏強度で、各温度における 0.2 ％
耐力と引張強さの平均値である。
また、m は無次元の係数で、平面歪み状態では１〜３（5）であることが知られている。

− 40 〜 150 ℃の温度範囲で、SUS316（LN）熱影響部

荷重変位線図から、荷重終了点から弾性域の勾配に平では、SUS316（LN）母材や溶着金属部よりも低い Ji 値

行に引いた線と横軸の交点よりクリップゲージ変位の塑が得られ、熱影響部の靭性値が最も低いことが明らかと性成分量 Vp を求めた。さらに、WES 1108-1995 （4）、なった。

ASTM E1290-89 （6）等で規定されるコンパクト（CT）

即ち、
Ji（熱影響部）∠ Ji（溶着金属部）∠ Ji（母材）
一方、SUS304 母材ならびに SUS304L 母材の J i 値

Bは、− 40 〜 150 ℃の温度範囲で、これまでに得られて

1 2 3 4 5 6 7 8 9

測定位置いる J Q 値よりもかなり小さい値を示した。同様に、−
機械切欠き
疲労予き裂
w

安定き裂成長（加熱着色）
破面露出のための試験後破断
試験後機械切断40 〜 150 ℃の温度範囲で、SUS304 溶着金属、SUS304L
溶着金属では、母材の Ji 値よりも小さい値を示し、SUS316（LN）材と同様の大小関係を示した。
J とδとの一般式 J ＝ m σ y δの係数 m の値の算出に要したσ y δと J 積分値との相関の例を図 5-4-6 に、本試験で実験的に得られたδと J の相関式を表 5-4-1 にま

図5-4-4

試験片破面の概念図（出典：BS5762-1979）

とめて示す。

電中研レビュー No.52 ● 113

3500

2500

3000

2000
1500
1000
J＝1.8281（σyδ）

500
0

0

200

400

600

800

1000

1200

1500
1000
500
0
−200 −150 −100 −50

材
SUS304

SUS304L

質

Jとδとの関係式

J＝mσyδ

m＝1.73

溶着金属 J＝mσyδm＝1.66母材

J＝mσyδ

m＝1.83

溶着金属 J＝mσyδ

m＝1.71

SUS316（LN） 母材

0

50

100

150

200

試験温度（℃）

Jとδとの関係式
母材

1)
SUS304L（母材）
1)
SUS304L（depo）

2000

σ yδとJ積分値との相関（304L 母材、mの決定）

表5-4-1

SUS304L（母材）
SUS304L（depo）SUS304L
（HAZ）
1)
316
（LN）
（depo）

2500

σyδ、N/mm

図5-4-6

SUS304（母材）
SUS304（depo）SUS304
（HAZ）
1)
316
（LN）
（母材）
1)
316
（LN）
（HAZ）
1)
SUS304（母材）
1)
SUS304（depo）

3500

3000

JQ、Ji（1）（kJ/m2）荷重変位線図からのJ積分値、N/mm

4000

4000

J＝mσyδ

m＝2.68

溶着金属 J＝mσyδm＝2.48

熱影響部 J＝mσyδm＝1.62

注１）：図中のSUS304、304Lの小サイズ記号及び316（LN）は安定き裂成長開始時のJ積分値（Ji値）を示す。

図5-4-7

SUS304、304L、316（LN）材の0.5T-CT試験
片による破壊靭性値の温度依存性（除荷コンプライアンス法（単一試験片法）による
JQ値＋COD試験法（多数試験片法）によるJi値）

図 5-4-8 〜図 5-4-10 に示す。
また、得られた SUS304 母材の Ji 値（常温で 233

一方、J-R カーブから JQ 値を求めて Ji 値と比較を試み

kJ/m2）と SUS304L 母材の Ji 値（常温で 363kJ/m2）をた。その結果、J Q 値導出の際に、低温側の 20 ℃と−

文献データ（2）の SUS304 母材の常温での値と比較する

40 ℃では JQ 値が求まり、SUS304 母材では JQ ＝ 651（−と、文献値のデータ数が少ないという難点はあるが、国

40 ℃）、941（20 ℃）N/mm と Ji 値の約 1.5（− 40 ℃）倍
3000

及び 4.0（20 ℃）倍の値が、SUS304L 母材では JQ ＝ 1616（− 40 ℃）、12393（20 ℃）N/mm と J i 値の約 2.7（−

2500

SUS304（母材）
SUS304（depo）SUS304（HAZ）
1)
SUS304（母材）
1)
SUS304（depo）

比べて靭性の比較的低い SUS304 溶着金属、SUS304L 溶
着金属、SUS316（LN）熱影響部についても概ね同様の傾向を示した。
一方、試験温度の高い 150 ℃では、SUS304 母材、JQ、Ji（1）（kJ/m2）40 ℃）倍及び 34.1（20 ℃）倍の値が得られた。母材に
2000

1500

1000

SUS304L 母材ともに JQ 値の導出は困難であった。
500

図 5-4-7 に COD 試験から得られた SUS304 とSUS304L の母材ならびに溶着金属部、及び SUS316

0−200 −150 −100 −50（LN）熱影響部の Ji 値を、これまでの除荷コンプライア

0

50

100

150

試験温度（℃）

ンス試験で得た SUS304 と SUS304L の JQ 値、ならびに
SUS316（LN）母材ならびに溶着金属部の Ji 値と併せて

注１）：図中の黒抜き記号は安定き裂成長開始時のJ積分値（Ji値）を示す。

示す。SUS304 母材と SUS304L 母材の Ji 値は同じ材質の

図5-4-8

JQ 値よりも小さく、また、SUS316（LN）母材の Ji 値よ
りも小さい。また、COD 試験結果を鋼種別に整理して

114

200

SUS304材の0.5T-CT試験片による破壊靭性値の温度依存性（除荷コンプライアンス法（単一試験片法）によるJ Q値＋COD試験法（多数試
験片法）によるJi値）

（3） 材料の破壊靭性値に関する総合評価
3000

2500

（a） 単一試験片法と複数試験片法

SUS304L（母材）
SUS304L（depo）SUS304L（HAZ）
1)
SUS304L（母材）
1)
SUS304L（depo）

オーステナイト系ステンレス鋼の場合には炭素鋼の場合と異なりき裂先端の塑性変形量が大きいことが知られ

JQ、Ji（1）（kJ/m2）

2000ている。このため、途中で破面を確認せず J −Δa 曲線
から途中のき裂進展量を類推する除荷コンプライアンス

1500

手法（単一試験片法）ではき裂の進展開始時の破壊靭性値を正確に抑えにくく、かつ、高めの値が得られるのに1000対し、その都度破面を割ってき裂の進展量を実測する多500

数試験片法によるき裂開口変位試験（COD 試験）では0−200 −150 −100 −50

き裂の進展開始時の破壊靭性値を正確に取得しやすいも
0

50

100

150

200

のと推察される。

試験温度（℃）
注１）：図中の黒抜き記号は安定き裂成長開始時のJ積分値（Ji値）を示す。

図5-4-9

SUS304L材の0.5T-CT試験片による破壊靭性値の温度依存性（除荷コンプライアンス法（単一試験片法）によるJQ値＋COD試験法（多数試験片法）によるJi値）（b） き裂進展開始を評価するための破壊靭性値− JQ 値と Ji 値−
ステンレス鋼製のキャニスタのき裂進展開始を評価する際には、材料の破壊靭性値を用いる必要があるが、米
国材料学会（ASTM）等による除荷コンプライアンス
手法（単一試験片法）による JIC 試験方法を適用して得

316
（LN）
（母材）
316
（LN）
（depo）
316
（LN）
（HAZ）

1400

Ji（kJ/m2）

1200

られる J Q 値を材料の破壊靭性値として用いるよりも、
英国規格 BS 5762-1979 に準拠し本確証試験で適用した

1000

多数試験片法によるき裂開口変位試験（COD 試験）を800

適用して求めた Ji 値を材料の破壊靭性値として用いる方

600

がき裂の発生をより正確に、かつ、より安全側の評価を400与えるものと示唆された。

200
0
−50

0

50

100

150

200

試験温度（℃）（c） き裂進展を許容する場合の材料の破壊靭性評価式
多数試験片法によるき裂開口変位試験（COD 試験）結果より、材料の破壊靭性値である J 積分値を温度毎に

注１）：図中の記号は全て安定き裂成長開始時のJ積分値（Ji値）を示す。

き裂進展量との関係式として求めることができる。
図5-4-10

SUS316（LN）材の0.5T-CT試験片による破壊
靭性値の温度依存性（COD試験法（多数試験片法）によるJi値）

内データの J IC 値（500 〜 686kJ/m 2）、国外データの J IC
2

値（795 〜 1148kJ/m ）よりもかなり小さな値を示し、靭性評価上は厳しい安全側の値が示された。
なお、COD 試験後の破面観察より発生した安定き裂
はいずれも延性破面であった。

SUS304 鋼の例を表 5-4-2 に示す。これらの式は、き裂進展を許容する場合の材料の破壊靭性評価式である。

（d） 微少なき裂進展を許容した材料の破壊靭性値 J0.2
キャニスタ用ステンレス鋼においては材料の延性が高
いため、0.2mm のオフセットラインとの交点を工学的なき裂発生点 J IC として定義する ASTM 規格を参考に、差し支えのない範囲内でのき裂進展を許容できると仮定
すると、評価に用いるべき材料の破壊靭性値は、例えば、
表 5-4-2 の式中でき裂進展量Δa ＝ 0.2mm とすることにより必要な J 積分値（J0.2）を求めることができる。延性

電中研レビュー No.52 ● 115

表 5-4-2

部位

COD 試験結果から求めた材料の破壊靭性評価式（SUS304 鋼の例）

J 積分値（N/mm）と
き裂開口変位δ（mm）と試験材料の J 積分値（N/mm）と
き裂開口変位δ（mm） き裂長さΔ a（mm）との関係式、
温度（℃）
き裂長さΔ a（mm）との関係式との関係式
ならびに有効降伏強度σy（N/mm2）
− 40

母材

J ＝ mσyδm ＝ 1.73

20
150

溶着
金属

− 40

J ＝ mσyδm ＝ 1.66

20150

表 5-4-3

部位

母材

溶着金属

δ＝ 0.70 Δ a ＋ 0.37、σy ＝ 666

J ＝ 806.5 Δ a ＋ 426.3

δ＝ 0.96 Δ a ＋ 0.30、σy ＝ 449

J ＝ 745.7 Δ a ＋ 233.0

δ＝ 1.24 Δ a ＋ 0.72、σy ＝ 307

J ＝ 658.6 Δ a ＋ 382.4

δ＝ 0.82 Δ a ＋ 0.32、σy ＝ 703

J ＝ 956.9 Δ a ＋ 373.4

δ＝ 0.92 Δ a ＋ 0.28、σy ＝ 533

J ＝ 814.0 Δ a ＋ 247.7

δ＝ 1.22 Δ a ＋ 0.13、σy ＝ 440

J ＝ 891.1 Δ a ＋ 95.0

COD 試験結果から求めた Ji、J0.2、JQ 値ならびにき裂進展量Δ a（SUS304 鋼の例）

JQ 値
J0.2 値（N/mm）
試験温度
Ji 値（N/mm）（℃） （Δ a ＝ 0mm） （Δ a ＝ 0.2mm） JQ 値（N/mm） Δ a（mm）
− 40

426

588

651

0.3

20

233

382

941

0.9
板厚貫通

150

382

514

3.0E ＋ 20

− 40

373

565

1352

1.0

20

248

411

1478

1.5

150

95

273

1923

2.1

注）JQ 値のき裂進展量Δ a が 25mm 以上ある場合について板厚貫通と見なした。

の高いキャニスタ用ステンレス鋼においては J 0.2 値を J i値の代替として用いても差し支えないと考えられる。

COD 試験
COD 試験
COD 試験
（多数試験
（多数試験
（多数試験
片法）に ∠ 片法）に ∠ 片法）に 〜
よる Ji 値
よる J0.2 値
よる JQ 値（e） JQ 値適用の際の注意点

除荷コンプ
ライアンス
法（単一試
験片法）に
よる JQ 値

表 5-4-2 の例に示す靭性評価式を用いて、JQ 値のき裂進展量を推定するとともに、Δa ＝ 0.2mm き裂が進展しき裂の発生（進展開始）時の破壊靭性値 JICたときの J0.2 値を求めた結果を、き裂進展開始時の Ji 値と比較した結果の例を表 5-4-3 にまとめて示す。

図 5-4-11

多数試験片法によるき裂開口変位試験（COD 試験）

材料の破壊靭性値としての種々のJ 積分値の比較概念図を適用して求めた JQ 値については、表 5-4-3 の算出例に
示す材料靭性評価式から判断するとかなり大きいき裂進

求めて、材料の破壊靭性値（材料のΦ値、or JIc 値、or

展量（中には板厚貫通も）を許容した値も含まれている

Ji 値、or J0.2 値）と比較し、その大小関係により、延性ため、JQ 値をそのまま評価に用いることは望ましくない。

き裂が発生するか否かが判断できる。

JQ 値を適用する際には、想定されるき裂進展量が問題と即ち、なるほど大きくないことを確認する必要がある。

材料の破壊靭性値Φ（or JIc 値、or Ji、or J0.2）＞

材料の破壊靭性値としての種々の J 積分値を比較した
結果を概念的に図 5-4-11 に示す。

外力としてのΦ値（あるいは J 積分値）⇒

延性き裂は進展しない。

材料の破壊靭性値Φ（or JIc 値、or Ji、or J0.2）＜（4） 延性き裂進展の判定条件
外力が負荷された時のキャニスタ溶接部の健全性評価

外力としてのΦ値（あるいは J 積分値）⇒

延性き裂は進展する。

に際しては、溶接残留応力と拘束を考慮した解析により

Φ：無次元化した J 積分値（5-4 の（2）項参照）。

外力としての J 積分評価曲線（Φもしくは J 積分値）を

J 積分解析等（7）（8）から求められる。

116

５−５

高耐食型ステンレス鋼の破壊靱性特性（1） はじめに存する溶接部については、実機を再現した溶接部を用いコンクリートキャスクキャニスタには、放射性物質のた評価が不可欠である。しかし、これらの高耐食性候補

密封機能が要求される。既にコンクリートキャスク貯蔵

材のキャニスタ溶接部における破壊靱性特性は明らかにが行われている米国では、キャニスタに SUS304 系ステされていない。このため本研究では、２種類の高耐食性

ンレス鋼が使用されているが、中間貯蔵施設が沿岸部に候補材のキャニスタ溶接部での破壊靱性特性の解明を目立地される可能性がある我が国では、冷却空気中に含ま的に、キャニスタ蓋部を模擬した溶接継ぎ手の母材、溶れる海塩粒子に起因する塩化物応力腐食割れ（ESCC）

接熱影響部および溶着金属に対して試験温度をパラメーの発生が懸念される。このため、従来の SUS304 系やタとする弾塑性破壊靱性試験を実施した（4）。

SUS316 系のステンレス鋼に代わる高耐食性のステンレ
ス鋼（SUS329J4L、YUS270）の採用が検討されている（2） 実験方法（1）〜（3）（a） 供試材および試験片。これらの高耐食性候補材を使用するためには、

ハンドリング時の落下事故等においてもキャニスタが破高耐食性材料を使用するキャニスタの２次蓋溶接部を損する可能性の無いことを示す必要がある。キャニスタ

模擬した溶接継ぎ手を製作し、これを供試材とした。

の蓋は、使用済み燃料を収納後に本体へ溶接されるため、

SUS329J4L 継ぎ手材

溶接部の形状は部分溶込み溶接となり、裏波の形成を確

母材： SUS329J4L（JIS G4304-1999（5））

認することができない。このため、蓋部溶接部に対して溶接金属： SUS329J4L 相当材

は溶接初層に欠陥を想定した構造健全性評価が必要とな

YUS270 継ぎ手材る。一般に欠陥を有する構造物の健全性は、破壊力学に

母材： YUS270（ASME SA240 S31254（6）相当材）

より評価されるが、これを行うためには想定される使用溶接金属： Alloy 625 相当材（JIS Z3334 YNiCrMo-

条件での材料の破壊靱性値が必要となる。破壊靱性値は、

3（7））

同一規格内の材料であっても、製造方法や熱処理、板厚各供試材の化学組成を表 5-5-1 および表 5-5-2 に示す。

などにより異なる可能性があるため、実機キャニスタと溶接には実機と同じ TIG 溶接を用い、溶接条件も実機同じ条件で製造された材料を用いて評価することが重要と同条件とした。開先形状は、実機溶接部とほぼ同等のである。特に破壊靱性特性が溶接方法・条件に大きく依形状としたが、溶接熱影響部（Heat Affected Zone:

表5-5-1

SUS329J4L継ぎ手材の化学組成（wt％）

C

Base metal

Weld metal

Si

S

Cu

Ni

Cr

Mo

24
〜
26

2.5
〜
3.5

W

N

・

0.08
〜
0.3

≦0.030

≦1.00

≦1.50

≦0.040≦0.030・

Sample

0.01

0.41

0.45

0.024

0.001

0.49

6.88

25.67

3.33

0.4

0.23

Sample

0.016

0.3

0.5

0.008

0.002

0.49

9.06

25.28

3.06

1.96

0.22

Spec.

C

Weld metal

P

5.5
〜
7.5

表5-5-2

Base metal

Mn

Si

YUS270継ぎ手材の化学組成（wt％）

Mn

P

S

Cu

Ni

Cr

Mo

17
〜
19.5

19
〜
21

5.5
〜
6.5

Fe

N

Nb+Ta

Al

Ti

・

0.16
〜
0.24

・

・

・

Spec.

≦0.020

≦0.80

≦1.00

≦0.030≦0.0150.5〜
1

Sample

0.013

0.51

0.55

0.023

0.001

0.62 17.84 19.84

6.92

・

0.19

・

・

・

Sample

0.02

0.13

0.11

0.009

0.001

0.14 55.88 21.59

8.34

0.19

・

2.88

0.3

0.31

電中研レビュー No.52 ● 117

Welding method

TIG

TIG

Welding wire

DP3WT

YNiCrMo-3

Welding current（A）

250〜300

150〜250

Welding voltage
（V）

11.5

9

Number of pass

35

20

45°

2.5

YUS270

R0.15

R0.5

Fatigue pre-crack（≒5mm）Side groove

Mechanical notch andfatigue pre-crack

10

SUS329J4L

61.0

Condition

45°

溶接条件

38.1
20

表5-5-312°

27

BN＝20.4

5.0
a0

B＝25.4R550

W＝50.82−φ12.710

図5-5-2（a） SUS329J4L
45°

30

CT試験片の寸法・形状

30
12.5°

Base metal
specimen

27

50

63.5

（in mm）

11.5

R5
HAZ specimen

10

12.5mm
50mm

25mm
50mm

（1）SUS329J4L（2）YUS270（b） YUS270（in mm）

図5-5-3
図5-5-1

Weld metal
specimen

溶接継ぎ手からの試験片採取方法

開先形状

中で除荷を繰り返し行い、このときの荷重、P と荷重線
HAZ）より試験片を採取するため、片側の開先を垂直

変位、VLLD の関係より試験片に付与したエネルギー、Jに立てた形状とした。各供試材の溶接方法と開先形状をとき裂進展量、Δa の関係を得るものである。試験時にそれぞれ、表 5-5-3、図 5-5-1 に示す。

測定した P-VLLD 関係より求めた J-Δa 関係を最小自乗法

試験片には、サイドグルーブ付きの１インチ厚さのコにより指数関数に近似し、き裂進展抵抗（J-R）曲線を

ンパクトテンション型（1TCT）試験片を用いた（図 5-得た。J-Δa 関係の線形部分対する最小自乗近似により5-2）。各供試材のそれぞれ、母材、溶接金属、HAZ よ得た鈍化直線を VLLD で 0.2mm オフセットした直線と J-Rり図 5-5-3 に示す方法で試験片を切り出した。肉厚方向

曲線との交点における J 値を破壊靱性値、JQ とした。JQ

採取位置は、事前に実施したシャルピー衝撃試験の結果

が試験片寸法やき裂の均一進展およびデータの信頼性にから、母材の板厚方向の最弱部を代表すると考えられる

関する要求を全て満足した場合は、JQ を有効な破壊靱性位置とした。

値、JIC とした。

（b） 試験方法
破壊靱性試験には、ASTM E1820-99（c） 試験条件（8）に基づく、除キャニスタ温度は、収納燃料、冷却空気条件や貯蔵時荷コンプライアンス法を用いた。本法は、荷重負荷の途間などに依存するため、想定される温度範囲において破

118

a

、

図5-5-4 J- a 関係の例

図5-5-5

SUS329J4L継ぎ手材の破壊靭性値と温度の関係

壊靱性特性を把握することが重要である。これを踏まえて試験温度には以下の５温度条件を選択した。
試験温度： 233K、298K、373K、423K、473K
各温度条件における繰返し数は、各供試材の各試験片採取位置に対して２以上とした。

（3） 実験結果
供試材、試験片採取部位、試験温度によらず、全ての試験片で延性き裂の進展が認められた。不安定破壊をした試験片は存在せず、本候補材の高い靱性が示唆された。
図 5-5-4 に J-Δa 関係（図中の○）と J-R 曲線の例を示す。
、

一部の試験片では、Δa が小さい領域で J-Δa 関係に乱れが認められる場合があったが、多くの試験では、本例のように安定した J-Δa 関係が得られた。SUS329J4L 継ぎ

図5-5-6

YUS270継ぎ手材の破壊靭性値と温度の関係

手材および B の JQ と温度の関係をそれぞれ、図 5-5-5 および図 5-5-6 に示す。SUS329J4L 継ぎ手材の母材の J Qに増加し、473K では、約 1400kJ/m2 と約 550kJ/m2 を示

は、233K で最小の約 600kJ/m 2 を、298K で最大の約した。HAZ の JQ は、各温度において溶接金属の値より1800kJ/m2 を示した。以後、温度の増加に伴い若干減少

も若干大きな値を示した。全ての試験温度で最小の J Qし、473K で約 1500kJ/m2 となった。HAZ の JQ の温度依を与える部位は、溶接金属であった。

存性は母材と同じ傾向を示し、JQ の値は母材とほぼ同じ

J IC は、SUS329J4L 継ぎ手材の溶接金属の 233K とか、若干小さい値を示した。溶接金属の JQ は、233K で298K および YUS270 継ぎ手材の溶接金属の 373K のみで母材とほぼ同じ値を示した後、温度の増加とともに増加得られた。その他の試験条件のでは、ASTM E1820 のし、423K で最大値（約 1000kJ/m2）を示した。

有効性に関する要求の内の試験片寸法要求を満足するこ

図 5-5-6 は、YUS270 継ぎ手材の結果であるが、母材2とができず、JIC を得ることができなかった。JIC 得るたおよび溶接金属の JQ の平均値は、233K で約 900kJ/m とめには、試験片寸法を大きくする必要があるが、実機溶

420kJ/m2 をそれぞれ示した後、温度の増加に伴い単調接部の板厚を考えると、寸法要求を満足する試験片を採

電中研レビュー No.52 ● 119

取することは難しい。304 ステンレス鋼や低合金鋼など（4） まとめで、小型の CT 試験片で得られたき裂進展抵抗，J-R やコンクリートキャスクキャニスタ用の高耐食性候補材

破壊靱性，JIC は、より大型の CT 試験片と同等もしくはである SUS329J4L と YUS270 について実機蓋部溶接部（9）〜（12）。また、本を模擬した溶接継手の母材、HAZ、溶接金属から試験研究で得られた JIC は全て JQ のばらつきの範囲内にある片を採取し、温度をパラメータとする破壊靭性試験を実ことから、本試験で得られた JQ の値は、JIC の値を同等施した。得られた結果は、以下のようにまとめられる。

もしくは、保守的に評価していると考えられる。米国で・ SUS329J4L の母材と HAZ の破壊靭性値,JQ は、233K

既にキャニスタ材としての使用実績がある 304 系ステン

で最小値を、室温で最大値を示した後、温度の増加とレス鋼の破壊靱性値は、軽水炉配管溶接部対象としたも共に若干減少した。溶接金属の J Q は、試験温度と共のを含めほとんど得られていないが、304 系や 316 系スに増加した。YUS270 では試験片採取位置によらず JQ

テンレス鋼の 273K 〜室温付近での JIC は、母材で 500 〜

は、試験温度と共に増加した。

小さいという結果が報告されている

21150kJ/m 程度、TIG 溶接部で 200 〜 600kJ/m2 程度で・両供試材共に溶接部の破壊靱性値は、母材、HAZ とあるという報告がある（13）〜（16）。両供試材の室温での JQ

同等かより小さい値を示し、キャニスタ溶接部の健全は、これらの値と同等かそれ以上であり、両供試材は、性評価を行う際には、溶接金属の破壊靱性値用いて評304 系や 316 系ステンレス鋼と同等、もしくはそれ以上価を行えばよいことが明らかになった。

の靱性を有すると言える。

上記の結果は、日本機械学会のキャニスタ設計規格（17）において、健全性評価手法の選定する際の参考データとして用いられた。

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