コンクリートキャスク貯蔵技術―経済的な中間貯蔵実用化への挑戦―

52 2006.2

電中研レビュー No.

財団法人 電力中央研究所

電中研レビュー第 52 号 ● 目 次
コンクリートキャスク貯蔵技術（経済的な中間貯蔵実用化への挑戦）
編集担当 ● 地球工学研究所 重点課題責任者 研究参事

巻頭言

関西電力（株）常務取締役

三枝

岸田

利有

哲二 2

電中研「貯蔵・輸送研究」のあゆみ ………………………………………………

4

第１章 なぜコンクリートキャスクか（中間貯蔵技術としてのメリット）…

7

１ー１ ●不確実性を考慮した使用済燃料貯蔵需要 ………………………………

9

１ー２ ●海外におけるコンクリートキャスク貯蔵 ……………………………… 11
１ー３ ●金属キャスク貯蔵とコンクリートキャスク貯蔵の比較 ……………… 15

第２章 研究のニーズと位置づけ…………………………………………………… 17
２ー１ ●原子力政策大綱と電気事業の動向 ……………………………………… 19
２ー２ ●安全審査に係わる技術要件（経済産業省

原子力・安全保安院） … 20

２ー３ ●安全設計及び検査基準（日本原子力学会） …………………………… 20
２ー４ ●構造規格（日本機械学会） ……………………………………………… 20
２ー５ ●研究の位置づけ …………………………………………………………… 24

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）…… 25
３ー１ ●高温下のコンクリート塩害評価法の開発 ……………………………… 27
３ー２ ●高温下の塩害・中性化複合劣化メカニズム …………………………… 33
３ー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ー４ ●ストリーミングと遮へい性能 …………………………………………… 42
３ー５ ●部分模型を用いた自然対流除熱実験 …………………………………… 47
３ー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

第４章 実物大コンクリートキャスクによる実用化研究（その成果）……… 59
４ー１ ●コンクリートキャスクの基本設計と実機製造 ………………………… 61
４ー２ ●通常時の除熱試験 ………………………………………………………… 65
４ー３ ●事故時の除熱試験 ………………………………………………………… 71
４ー４ ●除熱解析 …………………………………………………………………… 77
４ー５ ●キャニスタの落下事故試験 ……………………………………………… 82

コラム２：キャニスタ内ヘリウム漏えい検知方法の開発………………………… 87
コラム３：除熱性能に優れたコンクリートキャスク蓋部構造の開発…………… 92

第５章 キャニスタ材料の健全性…………………………………………………… 97
５ー１ ●キャニスタ材料の環境と特色 …………………………………………… 99
５ー２ ●従来型ステンレス鋼の耐食性 ……………………………………………102
５ー３ ●高耐食型ステンレス鋼の耐食性 …………………………………………108
５ー４ ●従来型ステンレス鋼の破壊靱性 …………………………………………112
５ー５ ●高耐食型ステンレス鋼の破壊靱性特性 …………………………………117

第６章 使用済燃料の健全性 …………………………………………………………121
６ー１ ● 20 年間保管した使用済燃料の健全性 …………………………………123
６ー２ ●貯蔵中のモニタリング手法の開発 ………………………………………129
コラム４：中性子によるキャニスタ内ヘリウム漏洩検知の可能性………………134

第７章 コンクリートキャスク実用化研究の将来展開（実用化へのシナリオ） ……………………………………………………………………135
７ー１ ●キャニスタ材の大気応力腐食割れ対策・評価 …………………………137
７ー２ ●コンクリートキャスク長期健全性実証試験 ……………………………143
７ー３ ●コンクリートキャスクの耐震試験 ………………………………………144
おわりに

研究参事

地球工学研究所長

当麻純一 149

引用文献・資料等 ………………………………………………………………………150

表紙絵：①コンクリートキャスクに装荷される模擬使用済燃料集合体、②米国アイダホ国
立研でのコンクリートキャスク貯蔵試験
体と日米の担当者、③コンクリートキャ
スクの耐震試験巻

頭言

経済的な中間貯蔵技術実用化への挑戦
昨今、中国やインド等の開発途上国の経済発展には目覚しいものがあり、それに伴うエネルギー
需給の逼迫は今後とも継続するものと予想されている。現在、わが国では原油輸入量の 9 割を中東に依存しており、その中東の原油生産量も将来的には大きな増加は見込めないというのが、専門家の見解である。このような状況下において、昨年
来の原油価格の高騰がわが国の経済に与える影響
が比較的小さかったのは、オイルショック以降の脱石油対策の一つとして推進してきた原子力発電が少なからず寄与したものと推察する。
一方、昨年 2 月には気候変動枠組条約が発効し、わが国においては地球温暖化につながる温室効果ガスを 2008 年から 2012 年に 1990 年比で 6 ％削減することが義務付けられている。
このような状況において、非化石燃料を使用する原子力発電の重要性はますます高まっており、昨年 10 月に閣議決定された「原子力政策大綱」において、再処理路線を前提とした原子燃料サイクルの重要性が再確認されたことは大変意義深いことと考える。その中でも、わが国の原子燃料サイクル全体の運営に柔軟性を付与する役割を担うとともに、エネルギーの備蓄効果も期待できる中間貯蔵施設の実現は喫緊の課題であり、電気事業者として取組むべき重要課題と認識している。

2

中間貯蔵技術は海外においてさまざまな方式が既に実用化されているが、わが国においてもそれらを採用できるような基盤整備が必要となってくる。行政庁においては2000 年 6 月に原子炉等規制法に貯蔵事業に関する規制が追加され、関連する省令が施行されるとともに、その後、金属キャスクやコンクリートキャスクに係る技術要件が策定され、安全審査に際して技術的に重要と考えられる基本的事項がとりまとめられた。一方、民間においても、原子力学会や機械学会で金属キャスクやコンクリートキ
ャスクの安全設計標準や構造規格が策定され、キャスクの安全機能を確保するための設計、製造、検査等に係る具体的な取決めの明確化が図られてきたところである。これらの民間規格を策定する上で重要なのは、その妥当性が種々の実証試験や解析に基づく客観的事実により裏付けられていることであり、（財）電力中央研究所はこれまで電気事業者と密接な連携の下、プロジェクト研究を推進してこられ、それらの研究
成果は大いに貢献したものと考えている。
本レビューは、貯蔵方式の内、米国では実用化されているものの、わが国においては実用経験のないコンクリートキャスク貯蔵技術について、その成果の概要が紹介されている。今後も将来の中間貯蔵技術のあり方を見据え、安全性を基盤とした経済性に優れた技術の確立に向けて、（財）電力中央研究所の今後の活動に期待している。

関西電力（株）常務取締役

岸 田 哲 二電中研レビュー No.52 ● 3

電中研「貯蔵・輸送研究」のあゆみ
西

暦

1955
1956
1966
1976
1977
1978
1979
1980

1981
1985
1986
1987
1988

1989

1990

1991

1992

1993

1994

1995

1996

4

当 研 究 所 の 状 況・原子力発電に関する調査研究開始

・使用済燃料海上輸送安全評価の研究を開始
・使用済燃料輸送容器信頼性実証試験開始（〜 1994）
・原子燃料物質の陸上輸送安全評価の研究を実施
・大型輸送容器特別研究室を設置
・再処理返還廃棄物の輸送・貯蔵研究を開始
・日米共同で使用済燃料貯蔵の研究を開始（〜 1982）
・天然六フッ化ウラン輸送物の火災時挙動研究開始（〜1983）
・返還廃棄物対策に関する研究-高レベル廃棄物輸送用キャスクの安全性に関する研究−（〜 1985）
・原燃サイクルバックエンド P.T.による推進体制を組織・中低レベル返還廃棄物輸送容器健全性試験（〜 1987）
・放射性廃棄物輸送容器等安全性実証試験を開始（〜1998）
・原子力発電所使用済燃料貯蔵技術確証試験フェーズ I（〜 1991）開始
・ 100 トン級実規模鋳鉄キャスクの落下試験を公開実施（〜 1990）
・我孫子研究所にバックエンド研究を総合推進する原燃
サイクル部を組織
・電中研レビュー 20 号（原子燃料サイクルの確立を目指して）発行
・低レベル廃棄物貯蔵容器の健全性確認試験（〜 1990）
・天然六フッ化ウラン輸送容器安全性実証試験を開始（〜 1995）
・使用済燃料管理技術開発−乾式貯蔵実用化試験−を開始（〜 1994）
・仏 IPSN（原子力安全防護研究所）と天然六フッ化ウ
ラン輸送物の耐火試験の共同研究を開始（〜 1997）

・高レベル廃棄物輸送物落下試験を公開実施

・原子力発電所使用済燃料貯蔵技術確証試験フェーズ
II（〜 1996）開始
・プルトニウム輸送容器等安全性実証試験を開始（〜1999）
・使用済燃料の構内キャスク貯蔵の総合報告書作成
・高燃焼度使用済燃料輸送物の安全性実証試験を開始（〜 1999）
・返還低レベル廃棄物落下時健全性試験（〜 1996）

・使用済燃料管理技術開発−使用済燃料貯蔵技術調査−を開始（〜 1999）

国

内

外

の

状

況

・第１回原子力平和利用国際会議（ジュネーブ会議）
・原子力委員会発足
・原電、東海発電所で初の営業運転開始

・原子力安全委員会発足
・日本原燃サービス（株）発足
・初の原子力安全白書発表

・日本原燃産業（株）発足
・ IAEA 輸送規則が改訂（1985 年版）

・ 1985 年版 IAEA 輸送規則国内取り入れ・原子力安全委員会が「原子力発電所内の使用済燃料乾式キャスク貯蔵について」を決定
・ PATRAM 1992 横浜開催
・日本規格協会材料規格「低温用厚肉フェライト球状黒鉛鋳鉄品 JIS G 5504-1992」制定

・プルトニウム輸送船「あかつき丸」が無事帰港
・日本原燃（株）六ヶ所再処理施設の着工

・原子力委員会、新原子力長計を策定
・高レベル放射性廃棄物返還輸送船「パシフィック・ピ
ンテール号」青森・むつ小川原入港
・東電福島第一にわが国初の乾式キャスク貯蔵開始
・「もんじゅ」ナトリウム漏えい事故
・ PATRAM 1995 ワシントン開催
・原子力委員会、「原子力政策円卓会議」を設置
・ IAEA 輸送規則が改訂（1996 年版 ST-1）

西

暦

1997

当 研 究 所 の 状 況・バックエンドプロジェクトを組織して研究を重点化
・リサイクル燃料資源貯蔵技術調査等−コンクリートモ
ジュール貯蔵技術確証試験−（〜 2003）開始

1998

1999

・米国サンディア国立研究所とバックエンド研究に関する研究交流の覚書締結

2000

・電中研レビュー No.40（原子燃料サイクルバックエンドの確立に向けて）発行

2001

・赤城試験センター内「コンクリートキャスク確証試験
設備設置」

2002

2003

・米国アイダホ国立研究所とコンクリートキャスク長期健全性実証試験共同研究開始（〜 2006 年）
・ ISSF 2003 国際貯蔵セミナーを INMM と共催（品川）2004

・仏 CEA と貯蔵など研究協力協定を締結
・貯蔵設備長期健全性等確証試験を開始（〜 2008）
・地球工学研究所バックエンド研究センターを組織

2005

・貯蔵設備長期健全性等確証試験の中で、E −ディフェ
ンスで実物大コンクリートキャスクの耐震試験

国

内

外

の

状

況

・使用済燃料の発電所外貯蔵の検討を閣議了解
・電事連、プルサーマル計画を発表
・動燃アスファルト固化施設で火災事故
・原電、東海発電所を停止
・総合エネルギー調査会原子力部会「リサイクル燃料資源中間貯蔵の実現に向けて」を中間報告
・ PATRAM 1998 パリ開催
・ JCO 臨界事故発生
・原子炉等規正法の一部改正施行（原子力発電所敷地外での使用済燃料貯蔵が可能に）
・通産省「使用済燃料の貯蔵の事業に関する規則」、「使
用済燃料貯蔵施設の設計及び工事の方法の技術基準に関する省令」、「使用済燃料貯蔵施設の溶接に関する技術基準を定める省令」制定
・原子力長計 「中間貯蔵は再処理までの時間的な調整を行い、2010 年までの操業準備中」
・資源エネルギー庁「使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技術報告書」
・ IAEA 輸送規則が改訂（1996 年版 TS-R-1（ST-1,
Revised））
・ PATRAM 2001 シカゴ開催
・日本機械学会「使用済燃料貯蔵施設規格−金属キャス
ク構造規格 SFA1-2001」制定
・原子力安全委員会が「金属製乾式キャスクを用いる使用済燃料中間貯蔵施設のための安全審査指針」を決定
・むつ市 中間貯蔵専門家会議を設置
・むつ市長が中間貯蔵誘致を表明
・日本機械学会「使用済燃料貯蔵施設規格−コンクリー
トキャスク及キャニスタ詰替装置及びキャニスタ輸送
キャスク構造規格 SFB1-2003」制定
・ IAEA 輸送規則が改訂（1996 年版 TS-R-1As Amended
2003）
・ PATRAM 2004 ベルリン開催
・日本原子力学会標準「使用済燃料中間貯蔵施設用金属
キャスクの安全設計及び検査基準： 2004」制定
・総合資源エネルギー調査会 原子力安全・保安部会
核燃料サイクル安全小委員会「コンクリートキャスクを用いる使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技術検討報告書」
・青森県 中間貯蔵安全性チェック検討会を設置
・原子力安全・保安院「金属キャスクを用いる使用済燃料貯蔵施設の安全審査に係る技術要件」策定
・ ASME Code Case Use of Ductile Cast Iron
Conforming to ASTM A 874/A 874M-98 or JIS G 55041992 for Transport Containments 制定
・青森県が中間貯蔵立地に調印
・日本規格協会材料規格「低温用厚肉フェライト球状黒鉛鋳鉄品 JIS G 5504-2005」制定
・原子力委員会「原子力政策大綱」策定
・日本原子力学会「使用済燃料中間貯蔵施設用コンクリ
ートキャスク及びキャニスタ詰替装置の安全設計及び検査基準： 2006」制定（予定）

電中研レビュー No.52 ● 5

第

章

1

なぜコンクリートキャ
スクか（中間貯蔵技術
としてのメリット）

第1章

なぜコンクリートキャスクか（中間貯蔵技術としてのメリット） ● 目

地球工学研究所

次

社会経済研究所

上席研究員

長野

浩司

バックエンド研究センター

上席研究員

白井

孝治

研究参事

三枝

利有

地球工学研究所

重点課題責任者

１−１

不確実性を考慮した使用済燃料貯蔵需要 ……………………………………………………………………………… 9

１−２

海外におけるコンクリートキャスク貯蔵 ……………………………………………………………………………… 11

１−３

金属キャスク貯蔵とコンクリートキャスク貯蔵の比較 ……………………………………………………………… 15

長野 浩司（1987 年入所）
使用済燃料貯蔵技術の経済性比較、原燃サ
イクルと炉型戦略のモデル分析、長期世界エ
ネルギーモデル分析等を基盤として、原子力とくに原燃サイクル政策の研究に取り組んでいる。
（1-1 執筆）

三枝 利有（1983 年入所）
専門は材料科学・工学。入所以来、使用済
燃料等の輸送・貯蔵研究に従事。これまで、
金属キャスク貯蔵及びコンクリートキャスク
貯蔵方式の実用化研究を実施・とりまとめた。
今後は大容量・長期貯蔵に向けた研究などを目指す。
（1-3 執筆）

8白井 孝治（1987 年入所）
放射性物質輸送容器の落下衝撃に対する健全性評価、天然 UF6 輸送容器耐火・破裂評
価、航空機等の飛来物に対する鉄筋コンクリートの耐衝撃性評価研究等に従事。一方、使用済燃料貯蔵技術については、金属キャスクの落下衝撃や耐震性評価に従事し、ここ数年間、コンクリートキャスク貯蔵方式の実用化研究に取り組んでいる。
（1-2 執筆）１−１

不確実性を考慮した使用済燃料
貯蔵需要（1） 使用済燃料貯蔵の意義と課題

本節では、将来の貯蔵需要の動向を概観した上で、使当所はかねてより、原燃サイクル戦略における使用済

用済燃料貯蔵技術に求められる役割、とりわけコンクリ

燃料貯蔵の基本的意義について、以下の３つの側面をートキャスク貯蔵に代表されるコンクリートモジュール

（1）
（2）

指摘してきた貯蔵技術の特色を活用する方途について展望を示す。

。

・原子炉付設プールの容量超過を回避する「緊急避難措（2） 不確実性を考慮した使用済燃料貯蔵需要評価（4）（5）

置」
・再処理施設への使用済燃料フィードの調整機能
・将来の不確実性への対処

わけその不確実性への対処について、本項では次の２ケ

原子力委員会は、2004 年６月に設置した「新計画策定会議」での議論を基に、2005 年 10 月に「原子力政策
（3）

大綱」

2050 年にかけて発生する使用済燃料貯蔵需要、とりを策定し、閣議決定した。大綱における使用済燃料貯蔵に関する記載を抜き出してみる。まず、「1-2.

ースを対象に考察する。
●最尤度（基本）ケース：基本的に従来想定のとおりであり、現時点において最も蓋然性が高いと考えられる
ケース

現状認識」においては、「使用済燃料の中間貯蔵は、使●リスク管理ケース：極端かつ蓋然性は低いながら、こ用済燃料が再処理されるまでの間の時間的な調整を行うのケースへの対処を念頭におくことで他の状況へも十ことを可能にするので、核燃料サイクル全体の運営に柔分余裕をもったロバストな対処が可能となるケース（3）

軟性を付与する手段として重要」との認識を示して具体的なリスク管理ケースとして、ここでは PA 上そいる。今回の大綱策定における最初かつ最重要のステッの他の理由によりプルサーマルの実施が遅延を迫られ、プであった、将来の核燃料サイクルのあり方に関する４

プルトニウム需要が低減することへの対処として再処理

つのシナリオの比較評価において、「我が国においては、

施設の操業スケジュールの調整を図る状況を想定し、以核燃料資源を合理的に達成できる限りにおいて有効に利下の２オプションを設定した。

用することを目指して、（一部略）使用済燃料を再処理○リスク管理Ａケース：再処理施設の設備利用率をし、回収されるプルトニウム、ウラン等を有効利用する

50 ％として操業を続け、プルサーマル実施が軌道に（3）ことを基本的方針とする」と結論づけた上で、「使用済燃料は、当面は、利用可能になる再処理能力の範囲で乗った時点で設備利用率を 100 ％として操業する。
○リスク管理Ｂケース：計算期間を通じて再処理施設の再処理を行うこととし、これを超えて発生するものは中

設備利用率 50 ％で操業する。

間貯蔵する。中間貯蔵された使用済燃料及びプルサーマ

評価の結果として、図 1-1-1 は、日本全国の使用済燃ルに伴って発生する軽水炉使用済 MOX 燃料の処理の方

料管理の時間推移を、最尤度ケースを例に示している。

策は、六ヶ所再処理工場の運転実績、高速増殖炉及び再最尤度ケースにおいては現行計画の通りプルサーマルを処理技術に関する研究開発の進捗状況、核不拡散を巡る実施するため、相当量の MOX 使用済燃料が発生してい国際的な動向等を踏まえて 2010 年頃から検討を開始す

く。図 1-1-1 は全国集計値を示しているが、発電所サイ

（3）

る。
」

とした。

ト毎にみれば、原子炉付設プールの貯蔵容量に余裕のあ

大綱は、使用済燃料貯蔵に関する上述の３つの側面のるサイトと、追加の貯蔵措置の機動的発動が求められるうち、最も重要と考えられる第３の「不確実性への対処」

サイトが混在していることが示唆される。次に、日本全を今後の核燃料サイクルの展開において積極的に活用し国大での使用済燃料貯蔵需要の推移を図 1-1-2 に示す。

ようとする一方で、長期的な方向性、とりわけ今後発生

最尤度ケースにおいては、2050 年までに 10,000tHM 程していく MOX 燃料などの対処については適切な検討を度の貯蔵需要が発生していくが、リスク管理ケースにお要する課題と捉えている。

いては対処必要量が増大するとともに、貯蔵需要の発生

電中研レビュー No.52 ● 9

35,000
30,00025,000

燃料数（tHM）

20,00015,00010,000
5,000
2049

2047

2045

2043

2041

2039

2037

2035

2033

2031

2029

2027

2025

2023

2021

2019

2017

2015

2013

2011

2009

2007

2005

2003

−5,0002001

0Pool 空容量（tHM）
Pool・UO2 貯蔵量（tHM）
Pool・MOX 貯蔵量（tHM）
AR・UO2 貯蔵量（tHM）
AR・MOX 貯蔵量（tHM）
AFR・UO2 貯蔵量（tHM）
AFR・MOX 貯蔵量（tHM）
再処理搬出量（tHM/ 年）
SF 発生量（tHM/ 年）−10,000−15,000

年

図1-1-1

最尤度ケースの使用済燃料管理動態（4）横軸より上部が各発電所サイトでの蓄積・管理状況、下部が敷地外（AFR）貯蔵施設での貯蔵状況を示す

30,00025,000tHM

20,000
基本ケース
ケースA
ケースB

15,00010,0005,000
02001 2005 2009 2013 2017 2021 2025 2029 2033 2037 2041 2045 2049

年

図1-1-2

日本全国大の敷地外貯蔵需要（4）年も４年程度早期化している。

れているといえる。これらの点において、コンクリート
キャスク貯蔵に代表されるコンクリートモジュール貯蔵（3） 考察：コンクリートモジュール貯蔵の意義

方式は、他の貯蔵方式と比較して、そのモジュール性や以上の評価を通じて、将来の使用済燃料貯蔵需要への簡素かつ良好な施工性、設備更新や解体撤去の容易さな対応においては、多様な貯蔵ニーズに適用可能であり、どにより、状況変化への機動的な対処を可能とする有利

かつ機動的な展開と配備を可能とする貯蔵技術が要求さな特徴を具備していると考えられる。

10

１−２

海外におけるコンクリートキャスク貯蔵（Standard Review Plan for Dry Cask Storage Facili-

1-2-1

概要

ties, NUREG-1567）」
これらの審査指針は、審査を行う際の透明性・公平性

使用済燃料の中間貯蔵はわが国のみならず、海外におを期すために定めたものである。また、緊急事項に対しいても重要課題であり、様々な技術開発が行われており、ては、Interim Staff Guidance（ISG）という参考になるところが多い。1980 年代以降、ドイツで最審査指針を作成し、円滑な審査の一助としている。
米国での貯蔵施設あるいはキャスクの認可には以下に初の乾式貯蔵技術を用いた中間貯蔵施設が実用化し、その後、スイスでも、既に実績のある乾式貯蔵技術に加え、暫定的な示す２つの手順がある。

国内の発電所の事情等から、乾式の詰め替え設備を有す
る中間貯蔵施設が実用化している。また、スウェーデン

サイト固有認可（Site Specific License）

では地下式の湿式貯蔵施設が実用化している。米国では10CFR72 に沿って認可手続きをするものであり、

金属キャスクのみならずコンクリートキャスクについて

NUREG-1567 に基づく。NRC が申請を受理した後、基も許認可や施設運転の実績があり、現在民間による敷地

本的には公開となり一般公衆が検閲でき、また公聴会の外コンクリートキャスク貯蔵施設の建設計画が推進され開催を要求できる。認可は最大 20 年までとしているがている。

延長も可能である。

本章では、米国における貯蔵対策の動向とコンクリー

サイト固有認可の例として、アイダホ国立研究所

トキャスク貯蔵方式による中間貯蔵の実績と計画につい（Idaho Nuclear Engineering and Environmental Labo-て述べる。

ratory, INEEL/DOE）や民間燃料貯蔵施設（Private
Fuel Storage Facility, PFSF）がある。

1-2-2

米国の規制体系

一般認可（General License）
申請者の許認可手続きを軽減するため、10CFR

米国安全規制委員会（NRC）における独立使用済燃

Part72 の 1990 年に改正において取り入れられた認可の料貯蔵施設（ISFSI ： Independent Spent Fuel Storage

方法であり、NUREG-1536 に基づく。申請者は、10CFR

Installation）の審査過程では、SFPO（Spent Fuel Pro-

Part72 サブパート K（発電用原子炉の設置場所での使用

ject Office）が、中核的な役割を果たしている。

済燃料の貯蔵にかかる一般認可）に従って、すでに使用済燃料貯蔵に関しての認可に必要な手続きおよび

10CFR Part50 に従い原子炉としての認可を受けている

条件、技術要件、管理要件等は、連邦規則 10CFR

サイト内でその炉から取り出された燃料を貯蔵する場合（Code of Federal Regulations）Part72 「使用済燃料及には、申請書の提出なしに事前届だけで認可される。

び高レベル放射性廃棄物の独立貯蔵に関する認可要件

各許認可手順の利点・欠点（Licensing Requirements for the Independent Storage①

一般認可は 10CFR Part50 に基づいて運転が認可さ

of Spent Nuclear Fuel and High Level Radioactive

れている原子炉に限定される。したがって、廃炉を計

Waste）」に規定されている。

画している原子炉では、廃炉後の使用済燃料はサイト

乾式貯蔵施設の審査に関しては、以下の審査指針に基づいている。

固有認可に基づく。
②

・ NUREG-1536「乾式キャスク貯蔵システムの標準審査一般認可では貯蔵される使用済燃料は健全でなければならないので、破損燃料は、サイト固有認可の場合

指針（Standard Review Plan for Dry Cask Storage
Systems, NUREG-1536）」
・ NUREG-1567「乾式キャスク貯蔵施設の標準審査指針

のみ貯蔵できる。
③

一般認可では新たな安全解析書（SAR）や安全評
価書（SER）を必要とせず、パブリックコメントの期

電中研レビュー No.52 ● 11

認可の変更が可能である。

1-2-3

使用済燃料貯蔵の状況

使用済燃料の貯蔵状況（1）は、1997 年時点では商業炉
サイト内で 36,600 トン、2005 年には 52,000 トンまで増加すると予測されている。2002 年５月現在で、42,540 トン（燃料集合体：約 117,000 体相当）の使用済燃料が貯蔵され、そのうち約 10 ％が乾式貯蔵方式である。

（運転中）

図 1-2-1 に、米国における ISFSI の立地状況を示す。
2002 年 12 月２日現在で、ISFSI は全米 26 サイト（サイト固有認可 11 サイト、一般認可 15 サイト）で運転されている。また、13 サイト（サイト固有認可５サイト、一般認可８サイト）で、認可を準備中である。
1986 年６月に乾式貯蔵を開始して以来、26 サイトにおいて使用済燃料の貯蔵が行われているが、作業員、公衆および環境に影響を及ぼす放射線の漏れもなく安全に貯蔵が行われている。
（認可準備中）

図1-2-1 米国におけるISFSIの立地状況（2002年12月２日現在）

1-2-4

コンクリートキャスク貯蔵方式による中間貯蔵の実績と計画間を設けてないので時間と費用を節約できる。一方、サイト固有認可では、詳細な環境影響評価等に伴う多大な時間と費用が発生するが、公衆の意見を反映した

表 1-2-1（1） 貯蔵実績
表 1-2-1 に、米国におけるコンクリートキャスク方式

米国におけるコンクリートキャスク方式による貯蔵の実績と計画（2004年開始予定分〜）

原子力発電所（施設）

BNFL Fuel Solutions

原子力発電所（施設）

VSC-24l Solutions（TranStor/Wesflex）○

HoltecNAC

HI-STORM100

NAC UMS

発電所敷地内貯蔵施設
パリセード

1993

●18

ポイントビーチ

1995●12

アーカンソーニュークリアワン（ANO）

1996

●17

ハッチ

2000

●4
●10

ドレスデン

2000

フィッツパトリック（2002）

ビックロックポイント（2002）○○○

ヤンキーロー（2002）

メインヤンキー

（2002）○

トロージャン（2002）

コネチカットヤンキー（2002）

パロベルデ（2002）

バーモントヤンキー（2002）

○
○

○
○（＊）

○（＊）
○
○

WNP2

（2002）

マクガイヤー（2003）

セコヤー（2004）○（2004）○○

発電所敷地外貯蔵施設
PFSF（ユタ州・スカルバレー）●貯蔵実績（数字はキャスク基数） ○貯蔵計画 （＊）貯蔵キャスクは BNFLFuel Solutions 製、キャニスタは Holtec 社製

12による貯蔵の実績と計画を示す。図 1-2-2 および図 1-2-

（2） 敷地外使用済燃料貯蔵施設の動向

3 に、コンクリートキャスクの貯蔵状況および発電所内

米国における最初の敷地外乾式使用済燃料貯蔵施設とのキャニスタの装荷作業を示す。また、図 1-2-4 に、キ

して、PFSF と呼ばれる独立使用済燃料貯蔵施設の開発、

ャニスタの詰替装置やコンクリートキャスク移送装置の認可、建設が民間企業において取り組まれており、2001

例を示す。

年 12 月に NRC から最終の修正安全評価書（SER）を得ている。
表 1-2-2 に、PFSF の概要を示す。また、図 1-2-5 に、BNFL Fuel Solutions/VSC-24

ANO 発電所
Holtec Inat./Hi-Star 100

Holtec Inat./Hi-Storm（プール内での燃料装荷作業）

ドレスデン発電所

図 1-2-2

コンクリートキャスクの貯蔵状況（米国）（プール内からのキャスク吊上げ）（キャニスタ蓋部の溶接）

ドレスデン発電所

パリセード発電所

図 1-2-4

キャニスタの詰替装置やコンク
リートキャスク移送装置の例（キャニスタ輸送キャスクの目視検査）

図 1-2-3

発電所内のキャニスタの装荷作業

電中研レビュー No.52 ● 13

表 1-2-2①輸送キャスク受入検査後の立起こし

・Holtec 社製 HI-STORM 100
・鋼板コンクリート製：外寸：3.37m φ× 5.87mH（胴部遮へい厚 68cm）
・キャニスタ（ステンレス鋼製）：外寸：1.74m φ× 4.84mH（胴部肉厚 12.7mm）
・認可状況 2000 年５月貯蔵認可取得②輸送キャスクからのキャニスタ
抜出し

約 4.8mコンクリートキャスク

・予 定 地：ユタ州スカルバレーのインディアン居留地内（ソルトレーク市南西約 110km）
・立地条件：内陸部の半乾燥大陸気候
・敷地面積：約 3.3km2（約 1.8km ×約 1.8km）
・貯蔵容量：40,000ton（コンクリートキャスク約 4,000 基）・貯蔵方式：コンクリートキャスク (HI-STORM 100 を採用予定）
・申 請 者：PFSF/LLC（Limited Liability Company、8 電力のコンソーシアム）
・認可状況 1997 年６月：申請
2001 年12月：NRCによる最終修正安全評価書（SER）の発行
2002 年１月：NRCによる最終環境影響評価書（EIS）の発行

約 5.9m

貯蔵施設概要PFSFの概要

キャスク移送装置

約 3.4m③キャニスタ（キャニスタ詰 ④コンクリートキャスク ⑤コンクリートキャスク
替装置＝移送容器）移動へのキャニスタ収納
移送

図 1-2-5

約 1.7mコンクリートキャスク

キャニスタ

PFSF施設内での取扱方法やコンクリートキャスクの構造概要

施設内での取扱方法やコンクリートキャスクの構造概要を示す。

表 1-2-3

NRCが認可した使用済燃料貯蔵キャスク
製造業者

キャスクモデル 認定有効期限

General Nuclear Systems

CASTOR V/21 2010 年 8 月

Nuclear Assurance Corp.

NAC S/TNAC C28 S/T
NAC-UMS
TN-32
MPC

済燃料貯蔵キャスクは 14 種類あり、このうちコンクリ

Transnuclear WestNUHOMS-24P2015 年 1 月
NUHOMS-52B

ートキャスクは、NAC-UMS、FuelSolutionsTM、VSC-

Transnuclear, Inc.

TN-24
TN-68

2015 年 1 月
2013 年 11 月

British Nuclear Fuel
System Solutions

Fuel SolutionsTM

2021 年 2 月

Pacific Sierra Nuclear
Associates

VSC-242013 年 5 月

1-2-5

認可済・審査中の各技術の状況

現在、表 1-2-3 に示すように、NRC が認可した使用

24、HI-STORM 100 の４種類である。標準的な認可期間は 20 年間であり、その後さらに 20 年延長することも可能である。

＊

2010 年 8 月
2010 年 8 月
2020 年 6 月
2020 年 4 月
2020 年 4 月

Holtec International

HI-STAR 100

Holtec International

HI-STORM 100 2020 年 6 月

2019 年 10 月

＊ 2000 年に、初の貯蔵と輸送両用システム（MPC68 キャニスタを使用）の認可取得。

14

１−３

金属キャスク貯蔵とコンクリート
キャスク貯蔵の比較がドイツで報告されている（2）。

（1） 技術的比較
表 1-3-1 は、日本における金属キャスクとコンクリー
トキャスクの設計概念を技術的に比較した結果を示す（1）。

（2） 経済性比較

設計には他の多様な概念も有り得る。例えば、輸送可能

表 1-3-2 は、文献（3）におけるキャスク（固定費）のなコンクリートキャスクの設計も有り得る。実際、輸経済性比較の例である。この種の公開文献は、きわめて送・貯蔵兼用のコンクリートキャスク・金属製キャスク

限られており、実際のコストはそのときの条件により異表 1-3-1

日本における金属キャスクとコンクリートキャスク両貯蔵方式の設計概念比較
金属キャスク貯蔵方式

コンクリートキャスク貯蔵
二次蓋

二次蓋

一次蓋

蓋（コンクリート）

一次蓋

排気口（円周４カ所）
中性子遮へい体
胴本体

6.0m

ライナ（炭素鋼）
コンクリート

使用済燃料

トラニオン

*キャニスタ

吸気口（円周４カ所）

2.5m

キャスクお
よび貯蔵施
設の概念例

コンクリート

3.9m

使用済燃料

キャスク総
重量

110 トン（PWR24体または BWR69体
収納時）

180 トン（PWR24体または BWR69体
収納時）

キャスクの
主な機能

輸送・貯蔵兼用

貯蔵専用

密封機能

一次蓋、二次蓋とも金属ガスケット（蓋間圧力常時監視。外部への漏えいを実質無視できるよう金属キャスク内部は負圧、蓋間空間は正圧。）

一次蓋、二次蓋とも溶接構造（蓋間圧力監視なし。除熱性能の向上を期待する場合、キャニスタ内部は正圧。）

キャスクの
遮へい機能

鋼、鉛、レジン、グリコール水の組合せ

コンクリート、鋼の組合せ（蓋にレジンを使用する場合あり。）

未臨界機能

キャスクバスケットの幾何学的配置及び中性子吸収材により未臨界を維持

除熱機能

金属キャスク表面を自然冷却

コンクリート製貯蔵容器に給排気口があり、キャニスタ表面を自然冷却

電中研レビュー No.52 ● 15

表 1-3-2

キャスクの容量と経済性比較

キャスクの種類
コンクリートキャスク（貯蔵専用）
コンクリートキャスク輸送可能バスケット
横型コンクリートサイロ（貯蔵専用）
輸送・貯蔵兼用金属キャスク
船積み可能な貯蔵用金属キャスク
貯蔵専用金属キャスク
輸送専用金属キャスクなる。同文献には、運転費として、原子力発電所やMRS 貯蔵等でのハンドリングコストも記載している。
固定費と運転費を合計した全システム費用で比べると、
コンクリートキャスク貯蔵は金属キャスク貯蔵に比べて10 〜 20%低コストとされている。

16

容 量
24/52 PWR/BWR
24/52 PWR/BWR
24/52 PWR/BWR
26 PWR
21 PWR
24/52 PWR/BWR
21 PWR

キャスク単価$103
$350
$400
$500
$1,000〜$1,500$1,500〜$3,500$750〜$1,500$1,500〜$3,500

第

章

2

研究のニーズと位置づけ

第２章
地球工学研究所

研究のニーズと位置づけ ● 目
重点課題責任者

研究参事

三枝

次
利有

２−１

原子力政策大綱と電気事業の動向 ……………………………………………………………………………………… 19

２−２

安全審査に係る技術要件（経済産業省

２−３

安全設計及び検査基準（日本原子力学会） …………………………………………………………………………… 20２−４

構造規格（日本機械学会） ……………………………………………………………………………………………… 20

２−５

研究の位置づけ …………………………………………………………………………………………………………… 24

原子力・安全保安院） …………………………………………………… 20

三枝 利有（８ページに掲載）（第２章執筆）18

２−１

原子力政策大綱と電気事業の動向

原子力委員会は従来（平成 12 年 11 月）の原子力長計れ、現在、事業者が操業に向け施設の立地を進めている。
』に代えて平成 17 年 10 月に原子力政策大綱を定めた。政経済産業省原子力安全・保安院や原子力安全委員会に府はこれを原子力政策に関する基本方針として尊重し、おいても、中間貯蔵の法令改正、政省令制定・改正、安原子力の研究、開発及び利用を推進することとし、閣議全審査指針及び技術要件の策定を行っている。図 2-1-1

決定した。

にわが国における使用済燃料の年間発生量と再処理計画

本原子力政策大綱によると、『使用済燃料は原子力発の現状を示す。

電後、再処理し、回収されるプルトニウム、ウラン等を青森県とむつ市、東京電力、日本原子力発電の４者は有効利用することを基本方針とする。さらに、使用済燃

平成 17 年 10 月 19 日、むつ市に使用済燃料中間貯蔵施設

料は、当面は、利用可能になる再処理能力の範囲内で再を立地することで合意した。当所は、専門家として、む処理を行うこととし、これを超えて発生するものは中間

つ市の専門家会議及び青森県の安全性チェック検討委員貯蔵する。中間貯蔵された使用済燃料及びプルサーマル会に協力してきた。わが国初めての中間貯蔵施設はに伴って発生する軽水炉使用済 MOX 燃料の処理の方策

2010 年頃の操業開始を目指している。今後は、新会社

は、六ヶ所再処理工場の運転実績、高速増殖炉及び再処による詳細立地調査及び許認可申請作業が進められる。

理技術に関する研究開発の進捗状況、核不拡散を巡る国

当所は従来にも増して、合理的・科学的な中間貯蔵施設

際的な動向等を踏まえて、2010 年頃から検討を開始すの実用化に向けて、電気事業及び国を支援していく。

る。この検討は、六ヶ所再処理工場の操業終了に十分間

なお、今後はむつ市以外の中間貯蔵施設や原子力発電に合う時期までに結論を得ることとする。』

所敷地内での貯蔵施設の計画が複数、具体化していくも『中間貯蔵は、使用済燃料が再処理されるまでの間ののと考えられ、個々のサイト条件に応じた貯蔵施設の実時間的な調整を行うことを可能にするので、核燃料サイ用化研究を推進していく。

クル全体の運営に柔軟性を付与する手段として重要とさ2010年までに中間貯蔵施設が必要

使用済燃料量（トンU／年）
2,000

1,500

約1,900トンU／年

約1,400トンU／年
使用済燃料（リサイクル燃料）
発生量

約900トンU／年

発電所内貯蔵量
及び中間貯蔵対策
必要量

1,000
800トンU／年
六ヶ所再処理施設

500

海外再処理
0
〜1995

2000

2010

図2-1-1

2020

2030
（年）

日本原子力研究開発機構
東海再処理工場

使用済燃料貯蔵の需要（電事連）

電中研レビュー No.52 ● 19

２−２

安全審査に係る技術要件（経済産業省 原子力・安全保安院）

総合資源エネルギー調査会

原子力安全・保安部会

核燃料サイクル安全小委員会は、平成 16 年６月に「コン子力安全委員会決定）及びその他の原子力安全委員会が定めた指針類等を参考にして入る。

クリートキャスクを用いる使用済燃料貯蔵施設（中間貯

本技術要件は、立地条件、基本的安全機能、放射線管蔵施設）に係る技術検討報告書をとりまとめた。この報

理及び環境安全、その他の安全対策に係る技術要件を定

告書は、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制にめた。さらに、考慮すべき事項として、平常時・事故時

関する法律（昭和 32 年法律第 166 号）」第 43 条の４に定条件、密封機能、遮へい機能、臨界防止機能、除熱機能、める「使用済燃料貯蔵施設」の安全審査に際して、技術放射線業務従事者の被ばく管理、使用済燃料に関する考的に重要と考える基本的事項（技術要件）、安全審査に

慮、キャニスタの内部空間の雰囲気に対する考慮、地震

おいて技術的に考慮すべき事項等について、とりまとめに対する考慮をまとめ、安全審査の際に活用されるべきている。

ものとしている。

検討には、「使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技術検討報告書」（平成 12 年 12 月

資源エネルギー庁）、「金属製乾式キャスクを用いる使用済燃料中間貯蔵施設のための安全審査指針」（平成 14 年 10 月 3 日

２− 3

当所は、経済産業省総合資源エネルギー調査会原子力
安全・保安部会

核燃料サイクル安全小委員会中間貯蔵

ワーキンググループ委員として、取りまとめに協力した。

原

安全設計及び検査基準（日本原子力学会）

日本原子力学会は、「使用済燃料中間貯蔵施設用コン
クリートキャスク及びキャニスタ詰替装置の安全設計及び検査基準： 2005」（H17）を規定した。この標準は、方法を規定している。検査では、検査を行う段階と検査
項目、検査容量を規定している。
本標準で引用されている当所の研究成果は次のとおり

燃料取替設備を設置しない使用済燃料中間貯蔵施設に用である。

いるコンクリートキャスクキャスク及びキャニスタ詰替①コンクリートキャスク熱流動解析コード検証に用いる装置について、安全設計および検査の要求事項を規定し実証試験データ一式（1）ている。安全設計では、基本的要求事項及び安全設計の２−４

構造規格（日本機械学会）

日本機械学会は、「使用済燃料貯蔵施設規格―コンク

この規格は、使用済燃料中間貯蔵施設の設備のうち、リートキャスク及びキャニスタ詰替装置およびキャニス

コンクリートキャスクキャスク及びキャニスタ詰替装置、タ輸送キャスク構造規格―」JSME SFB1-2003（H15）ならびにキャニスタ輸送キャスクに適用し、安全機能をを規定した。

確保する上で必要な構造上の要求に関連する、材料、設

20

計、製造、検査について規定している。本規格で引用されている当所の研究成果は次のとおりである。
①鉄筋コンクリート製貯蔵容器規格内容及び温度制限値を（2）（3）
超える場合のコンクリートの許容応力度（図 2-4-4）②コンクリート充填鋼板製貯蔵容器規格内容（2）③キャニスタ材料に対する溶接継手効率評価結果（4）
図 2-4-1 にコンクリートキャスク貯蔵施設の設計概念例（5）、図 2-4-2 にキャニスタおよびコンクリートキャス

クの運用態様例、図 2-4-3 に本規格対象機器の設計概念

図2-4-1

コンクリートキャスク貯蔵施設の設計概念例を示す。

原子力発電所

ピットクレーン

発送前検査

海上輸送

使用済燃料ピット

蓋溶接
真空乾燥

中間貯蔵施設

燃料装荷
キャニスタ詰替装置

キャニスタ詰替（垂直装置）

凡例

コンクリートキャスク
移送装置

キャニスタ詰替装置

キャニスタ
輸送キャスクコンクリートキャスク

図2-4-2

貯蔵
貯蔵後、再処理工場へ

貯蔵後、再処理施設へキャニスタ詰替 （水平装置）

キャニスタおよびコンクリートキャスクの運用態様例

鉄筋コンクリート製
貯蔵容器

コンクリート
充填鋼板製
貯蔵容器

キャニスタ
詰替装置

キャニスタ
輸送キャスク

図2-4-3

コンクリートキャスク構造規格の対象機器の設計概念例

電中研レビュー No.52 ● 21

13 年厚生労働省告示第 41 号）を考慮して規定された。

2-4-1④キャニスタ輸送キャスク：使用済燃料を収納するバス

基本的考え方ケットを除き、従来の輸送キャスクと同じ機能を有し、（1） 考慮すべき事象

告示 501 号の第１種容器に相当する。ただし、臨界防止機能はキャニスタが分担する。

本規格で考慮すべき事象として、貯蔵時取り扱い時における設計事象Ⅰ〜Ⅳ、輸送時の各条件および試験状態を定めた。金属キャスク構造規格では地震時は設計事象（4） 耐震設計

Ⅰに重ね合わせたが、ここでは設計事象Ⅲ、Ⅳとして取①

り込んでいる。これらは、「コンクリートキャスク貯蔵方式を中心としたキャニスタ系使用済燃料中間貯蔵施設
（6）

キャニスタ
キャニスタの耐震重要度は A クラスに分類された。

さらに、貯蔵中および取扱い中に耐震設計審査指針で規の安全設計・評価手法について」 （（財）原子力安全研

定する基準地震動 S 1 による地震力または静的地震力の究協会）を参考にしている。

いずれか大きいほう（S1* 地震力）に対して、基本的安
全機能、燃料支持機能および燃料再取出し機能を有する（2） 評価すべき状態と評価基準

部材が健全であることとされた。またさらに、貯蔵中にコンクリートキャスクの圧力荷重、熱荷重およびその耐震設計審査指針で規定する基準地震動 S 2 による地震

他の荷重により機器に加わる負荷状態が「供用状態 A」、力に対して、また、取扱い中に S 1 による地震力に対し「供用状態 B」、「供用状態 C」、「供用状態 D」に分類・て、貯蔵後輸送が可能なように基本的安全機能、燃料支定義された。上述の設計事象との対応は、設計仕様書で持機能および燃料再取出し機能を維持することとされた。

定めることとされた。設計仕様書は使用済燃料貯蔵事業②

者等が作成する。

コンクリート製貯蔵容器
貯蔵時に B クラス機器に対して規定される静的地震力に対して、遮へい機能部材および除熱機能を有する部材（3） 各構成機器の安全機能と相当する分類が健全であることとされた。さらに貯蔵中の S2 による①キャニスタ：使用済燃料の密封機能、遮へい機能、臨地震力に対して貯蔵後輸送が可能なようにキャニスタの界防止機能および除熱機能を有しており、告示 501 号

基本的安全機能を阻害せず、キャニスタの支持機能およの第 4 種容器に相当する。しかしながら、図 2-4-2 にび再取出し機能を維持し、遮へい機能を大きく失うこと示す様々な運用の様態に応じ、圧力荷重のほか自重になく、転倒したり過度に滑ることなく、また地震後にコ働く慣性力、収納物の慣性力、熱応力を考慮する必要

ンクリートキャスク移送装置で移送できることとされた。

があることから、第１種容器相当の「解析による設計」

コンクリートキャスク支持構造物（使用する場合）は手法を採用し、構造健全性を評価することとされた。

貯蔵中の S 2 による地震力に対してコンクリートキャス②コンクリート製貯蔵容器：使用済燃料の遮へい機能おクの支持機能を維持するとされた。

よび除熱機能を有するとともに、キャニスタを支持する機能を有する。現状、鉄筋コンクリート製貯蔵容器

2-4-2

特記事項

およびコンクリート充填鋼板製貯蔵容器の２種類を想定しており、前者は通商産業省告示第 452 号「コンク（1） キャニスタの溶接密封構造・材料

リート製原子炉格納容器に関する構造等の技術基準」

キャニスタの接合部は溶接構造で、原子力発電所で使等、後者は告示 501 号の第１種支持構造物等に相当す

用済燃料を収納した後に現地で、蓋を溶接する。溶接後るとした。

のキャニスタは薄肉であることおよび内部に使用済燃料③キャニスタ詰替装置：使用済燃料の遮へい機能、除熱を収納しているなどの理由で、残留応力除去の熱処理を機能およびキャニスタを支持する機能を有する。キャ行わない。わが国の場合、中間貯蔵施設は海岸に面した

ニスタ詰替装置の構造部分は告示 501 号の第１種支持場所に立地すると考えられ、コンクリートキャスクの外構造物に相当し、機械部分はクレーン構造規格（平成気は潮風環境となる。コンクリートキャスク内部のキャ22

ニスタの外表面には、外気（潮風）が流れ、直接塩分を
1.2
圧縮強度残存比（％）

含む空気が接触する、いわゆる外面からの応力腐食割れ（SCC）の条件に置かれるので注意が必要である。
キャニスタ蓋部の溶接時には内側から目視・アクセス
できないことから片側部分溶け込み溶接になる。また、
上述のように内部に使用済燃料を収納していることから溶接部の放射線透過試験ができず、代わりに多層浸透探

1.0
0.8
0.6
普通セメントW/C50％、SL 8cm
普通セメントW/C60％、SL18cm
普通セメントW/C60％、SL10cm
普通セメントW/C50％、SL10cm
普通セメントW/C45％、SL10cm

0.4
0.2
0.0

0

1

傷試験または超音波探傷試験を行う。これらのことから、

2

3

4

5

6

7

重量減少率（％）

溶接部には仮想欠陥を想定し、応力評価時の許容値を割下げて評価する「溶接継手効率」が採用された。

図2-4-4

コンクリートの重量（水分）減少による圧縮強度の低減（7）（8）（2） コンクリート製貯蔵容器の温度制限値
コンクリートの温度制限値には、告示 452 号の一般部規定が準用された。また、コンクリートの温度が長時間に亘り 65 ℃を超える部位が生じる場合には、その部位（8）の許容応力度を適切に補正する必要があるとされた（7）。

表 2-4-1

65℃を超える部分（90℃以下）のコンクリート強度低減

種 類
許容圧縮応力度
許容せん断応力度
許容付着応力度

強度低減係数0.8
0.6
0.6

その温度が 90 ℃以下である場合に限り、次式によって算出される重量減少率（％）が５％以下となる調合であることをあらかじめ確認することとしている。

W0 ：材令 28 日まで標準養生、以降 91 日まで温度 20 ℃、
湿度 85 ％ R.H.で養生したコンクリートの質量（kg）

W ：材令 28 日まで標準養生、以降 91 日まで温度 20 ℃、

図 2-4-5 に重量（水分）減少による圧縮強度の低減と湿度 85 ％ R.H.で養生した後に、想定される温度の関係を示す。表 2-4-1 に 65 ℃を超える部分（90 ℃以

履歴を模擬した状態のコンクリートの質量（kg）

下）のコンクリート強度低減係数を示す。

電中研レビュー No.52 ● 23

２−５

研究の位置づけ

当所の研究は、上述の国の政策や電気事業の動向を踏用化しているが、海岸近くに立地する可能性が高いこと

まえて、国や学会の技術要件・標準・規格に反映され、による潮風環境、地震、狭い敷地面積など、わが国特有現実の許認可に役立ち、中間貯蔵の実用化に資することの条件に適合するための課題がある。図 2-5-1 はこれらを目標にしている。

課題と成果を位置づけたものである。次章以降に主な成コンクリートキャスク貯蔵については、米国などで実果の概要を示す。

貯蔵施設の検討
金属容器・構造材の健全性評価
・キャニスタ材溶接部健全性試験（５章）
・キャニスタ材等の耐食性評価試験（５、７章）
・構成部品の経年劣化評価試験（５章）

・貯蔵のシュミュレーション（１章）
・敷地境界線量評価（３章）

燃料健全性評価

実物大キャスクの確証試験

・燃料・被覆管の健全性評価試験（６章）
・貯蔵時の燃料健全性確証試験（６章）
・キャニスタ内部モニタリング技術開発（６章）

・通常時／異常時の除熱性能評価（４章）
・異常時の構造強度評価（４章）
・耐震性能評価（４、7章）

コンクリート容器・構造材の健全性評価
・コンクリートの耐久性能評価（３、７章）
・コンクリートの除熱性能評価（３章）
・コンクリートの遮へい性能評価
・コンクリートのひび割れ評価（３章）

図2-5-124

コンクリートキャスク貯蔵技術の安全規制基礎データ・手法の整備コンクリートキャスク貯蔵の課題と本書における成果

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。

第

章

4

実物大コンクリート
キャスクによる実用化研究（その成果）

第４章

実物大コンクリートキャスクによる実用化研究（その成果） ● 目次

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

上席研究員

竹田

浩文

地球工学研究所

バックエンド研究センター

主任研究員

亘

真澄

４−１

コンクリートキャスクの基本設計と実機製造 ………………………………………………………………………… 61

４−２

通常時の除熱試験 ………………………………………………………………………………………………………… 65

４−３

事故時の除熱試験 ………………………………………………………………………………………………………… 71

４−４

除熱解析 …………………………………………………………………………………………………………………… 77

４−５

キャニスタの落下事故試験 ……………………………………………………………………………………………… 82―――――――――――――――――――――――

コラム２：キャニスタ内ヘリウム漏えい検知方法の開発 ……………………………………………………………………… 87
コラム３：除熱性能に優れたコンクリートキャスク蓋部構造の開発 ………………………………………………………… 92

白井 孝治（８ページに掲載）（4-1 および 4-5 執筆）

亘真澄（1989 年入所）
入所以来、放射性物質の輸送・貯蔵の安全性に関わる研究に従事してきた。特に、天然
六フッ化ウラン輸送容器の耐火性能や使用済
燃料貯蔵容器の伝熱特性について、実規模での実験や解析評価の実績がある。現在は、中間貯蔵施設操業開始に向けて、安全性の確保・向上を図るため、研究を実施している。
（4-3、4-4 およびコラム３執筆）

60

竹田 浩文（1988 年入所）
FBR 炉内、使用済燃料中間貯蔵施設内およびコンクリートキャスクを対象とした熱流動現象に関する研究に従事。特に、自然循環現象における諸現象の解明および模型試験に
よって実機現象を精度良く予測するための相似則について検討している。
（4-2 およびコラム２執筆）

４−１

コンクリートキャスクの基本設計と実機製造

コンクリートキャスク方式貯蔵施設は、キャスク本体

でも、これら民間規格の策定作業にあわせ、安全審査のと建屋から構成され、キャスクの構造や使用材料につい考え方や技術的に考慮すべき事項をとりまとめた技術要ては、我が国に特有な使用条件（敷地規模、海岸立地、件が策定されている。

耐震性）を考慮し、設計貯蔵期間中に想定される荷重に当所では、2-4 節で紹介したように、更なるコスト低対し必要とされる強度や図 4-1-1 に示される安全機能を減の観点からコンクリートキャスク貯蔵方式の許認可に維持する必要がある。

必要な健全性評価データ・手法の整備を進めるため、実４つの安全機能は下記のように分担される。
①

閉じ込め機能は、コンクリート製貯蔵容器内に収納規模または縮尺モデルを用いた確証試験を軸とした検討・評価を実施した。
本節では、コンクリートキャスクへの要求性能についされるキャニスタで担保する。
遮へい機能は、我が国では敷地が狭く、通常、コンて述べるとともに、２種類の構造形式を選定して基本設

クリート製貯蔵容器と建屋の両方で担保する。使用済計を実施し、これら基本設計に基づき製造した２種類の燃料の燃焼度や冷却年数にもよるが、一般に敷地が狭実物大キャスクの概要について述べる。

②

いほど建屋の壁厚・天井厚を大きくする必要がある。
ちなみに、米国では建屋を設けないケースが多い。
③

臨界防止機能は、キャニスタ内のバスケットが担保

4-1-1

コンクリートキャスクへの要求性能と基本設計項目する。高燃焼度燃料には中性子を吸収するボロン入り
表 4-1-1 に、基本設計項目と燃料仕様を示す。

の材料が使われる。
除熱機能は、コンクリートキャスクと建屋の両方で主要な構造形式として、図 4-1-2 に示される鉄筋コン担保する。通常、乾式貯蔵では自然空冷により、除熱

クリート（Reinforced Concrete:RC）製と充てんコンクする。建屋は必要に応じて煙突効果を持たせるよう排リート鋼板（Concrete Filled Steel:CFS）製の２種類を気塔を有する。

選定した。RC 製キャスクでは、荷重は鉄筋コンクリー

コンクリートキャスクを用いた中間貯蔵施設の設計に

ト部、支持部材、支持脚で負担し、鋼製ライナは遮へい係わる技術的詳細については、２章でも述べたように、材として取り扱う。一方、CFS 製キャスクでは、荷重④学協会等で民間規格化されており、原子力安全に係わる項目は日本原子力学会で標準化され、構造強度に係わる

表4-1-1

項目は日本機械学会で規定されている。一方、国レベル

機

能

運転状態

評価項目

除
評

熱
価

通常時
異常時

発熱量、自然冷却空気量
各部温度、被覆管健全性

密
評

封
価

通常時

溶接構造の品質保証（破壊力学的評価）

遮へい
評 価

通常時

被ばく線量
冷却空気放射化

未臨界
評 価

通常時

キャニスタ内満水時
乾式時

通常時

耐久性、温度応力
耐圧、耐震

異常時

キャニスタ落下時
キャスク転倒事故時
給気口閉塞時放射性物質が漏れない
貯蔵建屋
貯
蔵建屋

閉じ込め
閉じ込め
コ
コンクリート製貯蔵容器
ンクリート製貯蔵容器

キャニスタ
キャニ ス タ

使用済燃料から出る
熱を外に逃がす
放射線を低減する

未
臨界
未臨界

使
使
用
用
済
済
燃
燃
料
料

除
除
熱
熱

構
強

造
度

燃
仕

料
様

遮へい
遮へい

対象燃料

臨界が起こらない

図4-1-1

コンクリートキャスク方式使用済燃料貯蔵施設
概念とその安全機能

基本設計項目と燃料仕様

17×17高燃焼度PWR

初期濃縮度

4.9％以下最大燃焼度

55MWd/kgHM

冷却期間

10年

電中研レビュー No.52 ● 61

蓋
鋼製ライナ
支持
部材

排気口
キャニスタ

支持脚
給気口

鉄筋
コンクリート部（鉄筋コンクリート製キャスク）
蓋（開始直後）（貯蔵10年後）

鋼製ライナ
鋼製外板

支持脚
給気口

状

排気口
キャニスタ
充填
コンクリート部

通常貯蔵時

異常時（給気口閉塞）開始直後 10年後 20年後50％態

コンクリート部
最高温度
状

74℃

前提としている。

33℃

1.2

中性化の照査て取り扱う。いずれのタイプも、貯蔵建屋内での使用を

85℃（除熱性能評結果）

コンクリートキャスクの基本構造

は鋼製部で負担し、充てんコンクリートは遮へい材とし60℃

排気口入口隅角部態（充てんコンクリート鋼板製キャスク）

図4-1-264℃

これら２種類のキャスクに対して基本設計を実施した。

40℃
設計かぶり厚さ

1.0
0.8
0.6
0.4
45

図 4-1-3 に、コンクリートキャスクの除熱性能や設計期

50

55

60

65

70

75

80

かぶり厚さ（cm）

間中における経年劣化（中性化や塩害等）に対する評価（中性化照査結果）

例を示す。通常時および異常時における除熱・密封・遮

33℃

1.2

へい・未臨界および構造強度の評価を行い、実用化の見40℃
設計かぶり厚さ

4-1-2 コンクリートキャスク試験体の製造（1） コンクリート製貯蔵容器

1.0
塩害の照査

通しを得た。

0.8
0.6
0.4
45

50

55

60

65

70

貯蔵容器は、コンクリート製の円筒容器で、使用済燃

かぶり厚さ（cm）

料を収納したキャニスタ１基を垂直姿勢で貯蔵し、使用（塩害照査結果）

済燃料から発生する崩壊熱や放射線を適切に除去できる

図4-1-37580

除熱性能や経年劣化の評価例

機能を有している。
除熱機能については、貯蔵容器の上部および下部側面

表 4-1-2 に、製造時に参照した荷重や基規準を示す。

にそれぞれ４箇所設けた給排気口ダクト、および鋼製ラ

本確証試験では、図 4-1-2 に示される２種類のコンクリ

イナとキャニスタ間の隙間で冷却空気流路を形成し、自ート製貯蔵容器の製造を行った。コンクリート部の施工

然空冷により使用済燃料の崩壊熱を除去する構造で維持および管理にあたっては、「建設工事標準仕様書・同解される。遮へい機能については、コンクリートにより使説 JASS 5N 原子力発電所施設における鉄筋コンクリー

用済燃料から発生する放射線を遮へいする。給排気口ダト工事（2001 年）」（日本建築学会、以下 JASS 5N）をクトには、放射線ストリーミング低減のため屈曲構造を基本とし、日本建築学会および土木学会による関係各種設けている。

基規準等に基づいて実施した。

62

表4-1-2

表4-1-3

製作時に参照した荷重や基規準

貯蔵容器
考慮すべ 長期
き荷重
短期

RC製
CFS製
自重と温度荷重
地震荷重 B（S2）JIS（A 5308, 1998）
材料
JASS 5N*JASS 5N*の一部
コンクリ
告示452号ート部
設計（温度制限値注）
RC基準*
製造
JASS 5N相当*
材料
設計・建設規格**クラス１支持構造物
鋼製部
設計
JASS 6*
製造＊：日本建築学会 ＊＊：日本機械学会

蓋部

コンクリート製貯蔵容器試験体の
主な仕様
項

目

仕

外

径

φ3940mm

φ3890mm様内径φ1850mm

φ1832mm

全高5787mm

6030mm

金属厚さ

50mm

30mm

コンクリート厚さ

525mm

520mm

鋼製ライナ厚さ

40mm

25mm

胴部 コンクリート厚さ

980mm

980mm

480mm

644mm

鋼製外板厚さ注：RC製貯蔵容器のコンクリート温度制限値について
は、品質の優れたコンクリートを使用することを前提として、局所的には90℃を許容する設計としている。
CFS製貯蔵容器については、遮へい剤としてのコンク
リート品質を確保するため、90℃以下とする設計としている。

底部コンクリート厚さ
主要材質

重量

12mm
鉄筋
鋼板充てん
コンクリート コンクリート

空重量

約146ｔ

約157ｔ

キャニスタ
収納時

約181ｔ

約187ｔ

RC 製貯蔵容器のコンクリート温度制限値については、
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か作用しないこと、品質の優れたコンクリートを使用することを前提として、局所的には 90 ℃を許容する設計としている。CFS 製貯蔵容器の温度制限値について
は、遮へい材としてのコンクリート品質を確保するため、
90 ℃以下とする設計としている。
さらに、使用済燃料装荷による温度荷重によるひび割れを抑制するため、土木学会コンクリート標準示方書設（RC 製貯蔵容器）（CFS 製貯蔵容器）

計編の鋼材の腐食に対する許容ひび割れ幅に示される値（かぶり厚さ 60mm の時、特に厳しい腐食性環境を想定する場合、ひび割れ幅 0.21mm）を許容値とした。その結果、たて筋の直径 38mm、間隔 125mm、よこ筋の直径 38mm、間隔 150mm としている。
表 4-1-3 および図 4-1-4 に、RC 製および CFS 製貯蔵
容器試験体の主な仕様と製作状況を示す。
表 4-1-4 に、コンクリートの配合を示す。いずれのキ（赤城試験センターでの設置状況）

ャスクにおいても、高性能 AE 減水剤を使用した高品質

図 4-1-4

実物大コンクリート製貯蔵容器試験体のコンクリート（W/C50 ％）を使用した。また、発熱によるひび割れを抑制するため、中庸熱コンクリートを使用した。

通常時・異常時におけるコンクリートキャスクの除熱打設時に高さ方向に打継目を設けず、良好な施工性と性能の詳細については、次節以降を参照されたい。

仕上がりを確保し、基本設計どおりに製作を完了した。

表4-1-4

コンクリート製貯蔵容器のコンクリート配合

容器 設計基準 水セメント比 細骨材率 セメント水
細骨材 粗骨材 AE剤 高性能 AE スランプ 空気量
種類 強度（N/mm2） （％）（％） （kg/m3）（kg/m3）（kg/m3）（kg/m3）（g） 減水剤（g） （cm） （％）
RC

30

48.0

49.3

355

CFS

24

49.5

51.2

344

170

870

992

1.42

3.20

909

960

1.38

3.10

21
±1.5

4.5
±1.5

電中研レビュー No.52 ● 63

（2） キャニスタ
二次蓋

キャニスタは、二重蓋を有する溶接密封構造であり、厚さ約 20mm 程度のステンレス銅製の円筒容器に二重蓋を片側溶接することで蓋部の密封境界を形成する。内

二次蓋

一次蓋

一次蓋

上部遮へい体遮へいブロック

部にはヘリウムガスを充てんし、貯蔵期間中不活性状態

燃料集合体を保つことにより燃料被覆管の健全性を維持するととも

ガイドチューブに、ヘリウムガスの伝熱性能により除熱性能を向上させキャニスタ胴バスケット

キャニスタ本体

サポートロッドる。また、蓋部周辺での取扱作業や溶接時の作業従事者

スペーサプレートの被ばくを低減するため、一次蓋内側にステンレス鋼製の遮へい蓋を設置するか肉厚の大きい一次蓋を採用し、下部遮へい体キャニスタ上部の線量を制限する構造である。
本研究で製作したキャニスタは、海外で使用されてい（タイプⅠ）（タイプⅡ）るキャニスタとは異なり、我が国の貯蔵施設の立地が海

図4-1-5

キャニスタの基本構造

表 4-1-5

キャニスタの主な仕様

岸近くに予想されることから、キャニスタ材料として、耐腐食性能の高いスーパーステンレス鋼や二相ステンレ
ス鋼が用いられている。さらに、除熱性能向上の観点か
ら、バスケット材料にアルミニウム合金を使用している。
キャニスタは、材料・構造の違いから２種類を製作した。キャニスタに収納される PWR 燃料集合体は 21 体で、輸送時や貯蔵時に臨界防止、密封等の安全機能を有する。
タイプⅠのキャニスタは、バスケットがステンレス製で、

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

全

長

4630mm

4470mm

外径1676mm

1640mm

銅板厚さ

16mm

19mm

空重量

19ton

16ton

最大重量

35ton

30ton

材

質

バスケット

スーパーステンレス 二相ステンレス
ステンレス＋炭素鋼

アルミ

ガイドチューブと呼ばれる角管をスペーサープレートに差し込んで固定する構造である。スペーサープレートには、除熱性能の向上をはかるため、アルミニウム製の伝熱プレートが取り付けてある。キャニスタ本体の材料は、耐腐食性に優れたスーパーステンレス鋼（S31254）である。一方、タイプⅡのキャニスタは、バスケットがア
ルミニウム合金製で、中空のアルミ板を格子状に組み上げた構造である。キャニスタ本体は、RC キャニスタ同様、耐腐食性を考慮して、二相ステンレス鋼（SUS329J4L）製である。

（タイプⅡキャニスタ本体）

図 4-1-5 に、タイプⅠおよびタイプⅡのキャニスタの基本構造を示す。また、表 4-1-4 および図 4-1-6 に、キャニスタの主な仕様と製作状況を示す。
このように、本研究で製作したキャニスタは、我が国特有の設計が含まれており、実物大のキャニスタを製作して、除熱・落下試験を行うことは重要である。除熱・落下試験については、次節以降を参考にされたい。
（タイプⅠ）

図 4-1-664（タイプⅡ）

キャニスタの製作状況

４−２

通常時の除熱試験

キャスクの通常貯蔵時の熱的健全性を調べるために、

4-2-2

RC 製キャスク試験結果

RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクを用いて、貯蔵期間を模擬した定常試験を実施した。試験では、貯蔵初期（1） 給気流量（0 年）、貯蔵中期（20 年）および貯蔵末期（40 年）に対給気口は、コンクリート容器の下部に４つ設けられてして、崩壊熱をヒータ出力により模擬し、それぞれいる。給気される空気は、温度変動は小さいものの三次22.6kW、16kW および 10kW とした試験を行った。

元性の強い流れとなる。よって、冷却流量を求める際は、
図 4-2-2-1 に示すように４つある給気口の一つに助走ダクトを設置し、給気口へ流入する空気の流れを一次元的

4-2-1 試験方法な流れにした上で、給気口での流速分布を無指向性の熱試験は、図 4-2-1-1 に示すような断熱性の良い二重テ

線流速計で計測することにより、全体流量を算出した。

ント構造の除熱試験建屋の中で行い、定常状態での温度

この際、助走ダクトを設置することによりこの部分での計測は、外気温度の変化の少ない深夜に実施した。また、

圧力損失が増えないようにベルマウスをつけて、他の給試験時の建屋内の換気流量は、コンクリートキャスクか

気口との流量バランスを保つようにした。なお、図 4-ら排気される高温の空気が自然対流現象を阻害しないよ

2-2-1 中のグラフは、発熱量 22.6kW のケースでの給気

うに、温度成層界面がキャスクの頭部よりも上に保持さ口での流速計測結果である。ダクトを設置した給気口でれる換気量に調節した。

の平均流速は、0.837m/s であり、この結果から全体の温度計測には、熱電対を使用し、キャスクのコンクリ

冷却空気流量は、0.281m3/s と求められた。

ート容器内部、キャニスタ表面、キャスク内部、除熱試
験建屋内および床面など約 600 点について計測した。冷却空気流量は、給気口において無指向性の熱線流速計を使用して計測した流速分布から求めた。また、排気口での流速測定については、空気温度が高く、熱線流速計の使用が困難なため、プロペラ流速計を用いた。

（2） 排気流速分布および排気温度分布
空気により運ばれる熱量を精度よく求めるには、給排気口両方でのエンタルピを求める必要がある。
図 4-2-2-2 中のグラフは、排気口での流速分布計測を示したものである。
特に、排気口では、100 ℃近い高温の空気が排気され

図 4-2-1-1

除熱試験建屋図 4-2-2-1

給気流量測定電中研レビュー No.52 ● 65

プロペラ流速計

となった。

遮へい板

（3） 除熱量の配分
キャニスタからの発熱は、冷却空気により運ばれる熱流速（m/s）

量（Q1）、コンクリート容器の側面からの放熱量（Q2）、貯蔵容器の上面からの放熱量（Q3）、さらには、床面からの放熱量（Q4）に割り振られる。これまでに、コンクリートキャスクの除熱量の配分は、実験的に明らかにバードスクリーン
① ②

③ ④
位置

図 4-2-2-2

排気流速測定されていなかった。よって、除熱量の配分が明らかになることにより、解析評価上有用なデータとなると考えられる。
ヒータ出力 22.6kW の条件において、これらの伝熱形ることから、一般に熱線流速計での計測が困難であるた態で運ばれる熱量を実測データより算出し、それぞれのめ、ここでは、プロペラ流速計を用いて流速分布を計測

割合を求めた。

した。RC 製キャスクでの排気口形状は、図に示すよう

a. 冷却空気で運ばれる熱量に遮へい板により４つの領域に区切られている。よって、排気口での流速と温度に基づいて、排気される空気のそれぞれの領域の中心での流速を計測した。結果は、上持つエンタルピを計算し、給気口での流量と温度に基づの段の流速が浮力の影響を受けるため、下の段の流速よき求めたエンタルピを差し引くことにより、冷却空気でり約 20 ％大きいことが分かった。

運ばれるエネルギー量を計算した。その結果、冷却空気

また、図 4-2-2-3 に排気口での温度分布を示す。

で運ばれるエネルギー量は、17.3kW となった。ここで排気口の内側では、大きな温度分布が付いており、ダは、排気口で計算した質量流量は給気口で計算した質量

クト内側の上側と下側では、約 60 ℃の温度差がある。

流量にくらべ 16 ％少ない値となったが、この原因としこれは、容器のアニュラス部に設置してある熱遮へい板ては、主として排気口での流速計測誤差が考えられる。

によって、キャニスタ側からは、高温の空気が上昇し、b. 貯蔵容器側面からの放熱量

ライナ側からは、低温の空気が上昇してくるためである。

側面からの放熱は、高さ方向に設置されたコンクリー

しかし、水平部ダクト通過中に空気が混合されるために、

ト表面とコンクリート内部の熱電対で計測された温度の

排気口外側では、上側と下側での温度差は、約５℃程度

差から各高さ周方向の平均熱流束を次式より求め、高さ方向に積分した。

その結果、側面からの放熱量は、q ＝ 2.67kW となった。なお、コンクリートの熱伝導率には、λc ＝2.22W/mK（実測値）を用いた。
c. 貯蔵容器上面からの放熱量
上面からの放熱については、蓋部と貯蔵容器の胴部の上面に分けて計算を行った。蓋部については、蓋底面は6mm のライナが張られており、その上に 480mm のコン
クリート層があり、上面は 25mm の鋼板で構成されている。また、蓋部直径は、1.994m である。蓋部の底面および上面に設置されて熱電対の温度データを使用し、
図 4-2-2-366

排気温度分布

熱伝導で蓋部を通過する熱量を求めると、q ＝ 0.761kW

となった。なお、この値は、蓋部中央と 90 °側の熱流

ように、Q1 ： Q2 ： q3 ： Q4 ＝ 80 ％： 12 ％： 8 ％：束の平均値である。また、コンクリート上面から熱伝導

0.1 ％となった。

で通過する熱量を求めると、q ＝ 1.075kW となった。よって、上面からの放熱量は、これらの和として q ＝
1.84kW と求められた。ここでは、鋼板の熱伝達率は60.7W/mK（SM400）、コンクリートの熱伝達率は2.22W/mK（実測値）を使用した。
d. 貯蔵容器床面からの放熱量（4） コンクリート容器温度
図 4-2-2-5 に、キャスクのコンクリート容器内の断面温度分布を示す。
温度分布は、給気口温度を 33 ℃として換算して評価している。なお、33 ℃は、日本全国で観測された気温

貯蔵容器底面のスラブ内センターには、深さ方向にを基に求められた設計用外気条件の一例である。補正方

100mm、250mm、400mm の位置に熱電対が埋め込まれ法として、キャスク各部の測定値に、給気温度と 33 ℃ている。この内、ヒータを投入する前のバックグランドとの差を足し合わせた。試験で得られた給気温度は、いデータから 100mm と 250mm の間の温度差が付いていずれも 33 ℃を下回っていたことから、補正時には、実ないことが分かった。よって、ヒータ投入後は、この二際よりも高い給気温度を適用していることになる。この点の温度差に基づき、熱伝導で貯蔵容器から床面に逃げ補正により、キャニスタ表面温度は実際よりも高く見積る熱量を概略計算できると判断した。ここでは、床からもられることになり、輻射熱については、実際とずれが熱伝導で伝わる熱量を求めると、q ＝ 0.014kW となり、生じることになるが、熱遮へい板により輻射熱は、直接ほとんど熱逃げがないことがわかった。

コンクリート側に伝わらない構造となっていることから、

e. まとめその影響は少ないと判断される。

空気で運ばれる熱量（Q1）、貯蔵容器側面からの放熱

なお、コンクリートの高温域は、排気口内側に集中し量（Q2）、 貯蔵容器上面からの放熱量（Q3）、床面からており、コンクリート容器下部の温度は低い。貯蔵初期の放熱量（Q4）とすると、合計で 21.8kW となり、ヒー

では、排気口内側の一部において 90 ℃（（社）日本機械

タ投入量 22.6kW よりも約 3.5 ％熱量が少ない結果とな

学会コンクリートキャスクの構造規格（1）では、コンクった。この原因としては、排気口で求めた質量流量が給リート温度制限値として長期間に対して 65 ℃（許容応気口で求めた質量流量よりも少ないことから排気口での力を低減すると 90 ℃）と規定されている。）を越える部

流速計測誤差が、出口のエンタルピ計算に誤差をもたら位が現れた。さらには、キャスクの蓋部において、コンせていると考えられる。また、上記計算による熱量の合

クリート温度が 133 ℃と高温になった。また、貯蔵末期計に対するそれぞれの熱量の割合は、図 4-2-2-4 に示す
貯蔵初期（22.6kW）
Q3：貯蔵容器上面からの放熱量（1.84kW：８％）

Q1：冷却空気により運ばれる熱量（17.3kW：80％）

Q2：貯蔵容器側面からの放熱量（2.67kW：12％）

貯蔵中期（16kW）

貯蔵末期（10kW）

5000

5000

5000

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

0

0

500 100000500 100000500 1000

Q4：床面からの放熱量（0.014kW：0.1％）

図 4-2-2-5
図 4-2-2-4

除熱量の配分

コンクリート容器の断面温度分布（RC 製キャスク）

電中研レビュー No.52 ● 67

では、コンクリート胴内において、65 ℃を超える部位

100 ℃を下回っており、SCC の観点から注意が必要となはなかった。

る。
図 4-2-2-7 は、各発熱量でのキャニスタ中心部の径方（5） キャニスタ温度

向温度分布を示したものである。温度分布は、ほぼ対称

図 4-2-2-6 に各発熱量でのキャニスタ表面の軸方向温になっている。上記で説明した様なバスケットの接触に度分布を示す。特に 45 °断面で温度が下がり、180 °断

よるキャニスタ内部への温度影響はないと考えられる。

面で温度が上昇していることがわかる。
45 °側の温度が低くなっている原因は、貯蔵容器内部に設置されたキャニスタが、45 °側に偏心して 45 °（6） 評価
図 4-2-2-8 は、発熱量 22.6kW および 10kW において、側のガイドレールに接触しているためにキャニスタ表面

各部の軸方向温度分布を示したものである。ヒータ温度からガイドレールに熱が伝わったものと考えられる。一およびキャニスタ表面温度は、両者で大きく異なるが、

方 、 1 8 0 ° 側 の 温 度 が 高 く な っ て い る 原 因 の 一 つ は、

コンクリート表面温度においては、差異は少ない。

45 °側に熱が逃げ、相対的に反対側の 180 °側の温度がまた、表 4-2-2-1 は、発熱量をパラメータとした際の高くなっていることであるが、それ以外の要因として、各部の温度および流量を示したものである。特に、キャニスタ内部に挿入されているバスケットが 180 °側

22.6kW において、排気口内側で 90 ℃を超える領域が生でキャニスタ内面と接している可能性も考えられる。

じたことから、設計の見直しが必要である。さらに、

また、キャニスタの底部の温度が特に低くなることか
ら、発熱量が 10kW の貯蔵末期では、この部分の温度が

図 4-2-2-6

キャニスタ表面の軸方向温度分布（RC 製キャスク）

10kW においては、キャニスタ底部において、低温域が生じることから腐食に対しての注意も必要である。

図 4-2-2-8

表 4-2-2-1

各部の軸方向温度分布（RC 製キャスク）

温度および流速（RC 製キャスク）

給気温度（℃）

図 4-2-2-7

68

キャニスタ内部の温度分布（RC 製キャスク）

貯蔵初期（22.6kW）

貯蔵中期（16kW）

貯蔵末期（10kW）

33

33

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

91

78

65

キャニスタ表面最高温度（℃）

209

171

132

キャニスタ表面最低温度（℃）

89

77

66

ガイドチューブ最高温度（℃）

301

243

183

空気温度上昇度（℃）

65

51

36

空気流量（kg/s）

0.335

0.363

0.271

4-2-3

CFS 製キャスク試験結果

350
300

（1） コンクリート容器温度

す。なお、温度分布は、給気口温度を 33 ℃で換算して評価している。

温度（℃）

250

図 4-2-3-1 に、コンクリート容器の断面温度分布を示

200
150
100

貯蔵初期では、排気口内側の一部において 90 ℃を越える部位は現れなかった。コンクリートの高温域は、排気口内側に集中しており、容器下部の温度は低い。また、

50
0− 1000貯蔵末期では、コンクリート胴内において、65 ℃を超

− 500
0
500
中心からの距離（mm）

図 4-2-3-3える部位はなかった。

（2） キャニスタ温度

1000

キャニスク内温度分布（CFS 製キャスク）めである。また、10kW においては、キャニスタ下部で

図 4-2-3-2 に、キャニスタ表面の軸方向温度分布を示

100 ℃以下となる領域が現れるが、その範囲は小さい。

す。キャニスタ底部の温度が高くなっているが、これは、

図 4-2-3-3 は、キャニスタ中心部の径方向温度分布でキャニスタ底部で空気がよどむ流路形状になっているた

貯蔵初期（22.6kW）

貯蔵中期（20 年）（16kW）

貯蔵末期（40 年）（10kW）

6000

6000

6000

5000

5000

5000

ある。温度分布は、ほぼ軸対象となっている。

（3） 評価表 4-2-3-1 は、発熱量をパラメータとした際の各部温度および流量である。貯蔵初期を模擬した 22.6kW の発

65

4000

65

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

熱に対してもコンクリート胴部の最大温度は、90 ℃を下回っており、また、ガイドチューブ温度も制限温度（300 ℃）を大きく下回っている。

4-2-4
1000

1000

1000

0

0

0

RC 製と CFS 製キャスクの比較

図 4-2-4-1 は、キャニスタ表面の軸方向温度分布を示0500したものである。特に、キャニスタ下部の温度の違いがコンクリート容器の断面温度分布（CFS製キャスク）

大きい。これは、両者において、流路構造が異なるため

500

図 4-2-3-1

0

500

0

である。今回用いた RC 製キャスク試験対では、給気口から入った冷却空気が、一旦、キャスク下部のキャビテ

6000

高さ（mm）

5000

表 4-2-3-1

温度および流速（CFS 製キャスク）

4000
貯蔵初期
（22.6kW）

3000
2000
1000
0

0

50

図 4-2-3-2

100
温度（℃）

150

コンクリート内温度分布（CFS 製キャスク）

200

貯蔵中期
（16kW）

貯蔵末期（10kW）

給気温度（℃）

33

33

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

83

74

63

キャニスタ表面最高温度（℃）

192

158

123

キャニスタ表面最低温度（℃）

123

106

85

ガイドチューブ最高温度（℃）

228

186

143

空気温度上昇度（℃）

52

42

30

空気流量（kg/s）

0.363

0.385

0.344

電中研レビュー No.52 ● 69

図 4-2-4-1

キャニスタ表面温度分布比較

図 4-2-4-2

ガイドチューブ温度分布比較

ィに集まった後、直接、キャニスタの底部に衝突するた

図 4-2-4-3

図 4-2-4-4

ライナ温度分布比較

コンクリート表面温度分布比較とから、この部分の温度が特に高くなっている。

め、キャニスタ底部が冷やされる。一方、CFS 製キャ
スクでは、給気口から入った空気は、アニュラス部内に

4-2-5

結 論

流れ込み、キャニスタ底部は、空気の淀み域となっている。このことから、CFS 製キャスクでのキャニスタ底部の温度は、高温となると考えられる。
図 4-2-4-2 は、ガイドチューブの軸方向温度を示したものである。CFS 製キャスクの方が最大で 73 ℃低くな

二種類の実物大コンクリートキャスクを用いて、発熱
量をパラメータとした試験を実施し、除熱評価に必要な温度・流速データを取得した。また、除熱解析の検証用データとして有用な除熱の配分が明らかとなった。

った。これは、CFS 製キャスクで使用したタイプⅡキ

今回の試験に使用した２つの試験体の内、RC 製キャ

ャニスタは、バスケットに熱伝導性に優れたアルミニウ

スクにおいては、コンクリート内に温度制限温度を超え

ム合金を用いていることからタイプⅠキャニスタよりもる部位が観られたため、設計変更による対応が必要であ

キャニスタ内部の温度が低くなったためである。

ると考えられる。特に、排気口がダウンステップ状にな

また、図 4-2-4-3 は、ライナ温度を示したものである。

っていることに加え、排気口高さが CFS 製キャスクよCFS 製キャスクでは、熱遮へい板が流路の上部にのみりも低く、ドラフト高さが小さくなっているため十分な設置してあることから、ライナ下部は輻射熱を受けて温

自然循環力が得られないと考えられる。よって、コンク

度が高くなっているが、上部の温度の高温化は抑えられリートキャスクにおいて、除熱性能を確保するには、流ている。

路設計が重要である。

図 4-2-4-4 は、コンクリート表面の軸方向温度分布を示したものである。RC 製キャスクでは、排気口がキャスクの頭部から少し下部の位置に取り付けられているこ

70

また、キャニスタについては、バスケットにアルミ合金を使うことの有効性が示された。

４−３

事故時の除熱試験
は、三日程度経過すると温度分布が定常状態に達したた

通常時の除熱試験に引き続いて、事故時の除熱試験をめ、定常状態での温度分布、給気流量を測定した。一方、行い、事故時における除熱特性を明らかにした。
事故時における除熱特性は、これまで解析的な評価が100 ％閉塞条件では、コンクリートやヒータ温度が高く中心で、通常時同様、十分な実験データが得られていななりすぎる可能性があったため、48 時間で試験を終了

かった

（1）
（2）

した。48 時間後では、まだ、定常状態には達していな。コンクリートキャスクは、自然対流によって内部の熱が除去される方式で、解析評価の検証には、い。閉塞事故は、見回り検査によって発見、対処される

実験データが不可欠である。特に、給気口閉塞事象のよため、見回り検査の間隔（時間）が一つの評価時間となうな非定常性のある現象では、解析のみによる評価は困る可能性がある。また、コンクリートの事故時温度制限

難である。

の考え方で、短時間を 24 時間と規定している（5）。本研

試験は、RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクの両方

究では、一日一回の見回りを仮定し、24 時間閉塞が続を対象とし、事故時の条件として、以下の二つの条件をくものと仮定した。但し、24 時間を評価時間とするが、

（3）
（4）

選定した

試験は 48 時間継続し、より長時間のデータを取得した。

。

①

給気口 50 ％閉塞（四つの給気口のうち二つを閉塞）②

給気口 100 ％閉塞（四つの給気口全てを閉塞）

CFS 製キャスクの場合、50 ％閉塞条件について二通りの試験を実施した。CFS 製キャスクでは、隣り合う二つの給気口を塞ぐ場合と向かい合う二つの給気口を塞ぐ場合で、流れに変化が生じる可能性がある（図 4-3-1）。

4-3-1 試験方法

一方、RC 製キャスクの場合には、給気口から入った冷試験に使用したコンクリートキャスクおよび試験装置

却空気が一旦一つの空間に集まった後、そこからキャニ

は、4-2 節に示す通りである。キャスク内部の発熱量はスタ側面に分配される構造であるため、塞ぎ方の影響は

設計値の 22.6kW とした。試験の実施方法は、まず、通ないものと考え、０、90 °側給気口閉塞の試験のみを常時の条件で定常状態にキープした後、給気口をビニー行った。表 4-3-1 に、試験ケースを示す。

ルシートとテープで塞いだ。閉塞後、50 ％閉塞条件で

図4-3-1

給気口形状の違いによる50％閉塞条件での流入空気のフローパターン
表4-3-1

No.

キャスクタイプ キャスク姿勢

1
2
3
4

RC
RC
CFS
CFS

5

CFS

＊１：０、90°側給気口を閉塞

垂直

試験ケース

充填ガス

He

ヒータ出力

22.6kW

給気口閉塞率
50％＊1
100％
50％＊1
50％＊2

状態
定常
非定常
定常
定常

100％

非定常

＊２：０、180°側給気口を閉塞

電中研レビュー No.52 ● 71

4-3-2 試験結果
（1） 50 ％閉塞条件①

温度・流量変化
表 4-3-2 に試験結果の一覧を示す。各試験ケースでは、

定常温度測定時における給気温度に違いがあるが、比較のため、給気温度を 33 ℃に統一した。冷却空気流量の減少割合は、給気口の半分を閉塞したとしても、RC 製
キャスクの場合で 4.2 ％、CFS 製キャスクの場合で最大22.9 ％であった。流速で見ると、RC 製キャスクの場合、通常条件で約 0.84m/s であるのに対し、50 ％閉塞条件では約 1.6m/s で約２倍に増えている。流速が増えると圧力損失も増加するが、RC 製キャスクの場合、給気口ダクトの形状がストレートで圧力損失が小さく、キャスク全体の圧力損失に占める給気口部分の割合も小さい。従
図4-3-2って、50 ％閉塞条件においても、流量減少が少なく抑50％閉塞条件での軸方向温度分布（RC製キャスク、０°方向）

えられている。一方、CFS 製キャスクの場合、給気ダ
クトが屈曲形状で、流速増加に伴う圧力損失の増加がRC 製キャスクに比べて大きい。従って、50 ％閉塞条件
における流量減少が CFS 製キャスクで大きくなっている。
②

軸方向温度分布及びフローパターン

a. RC 製キャスク
図 4-3-2 及び 3 に、定常状態における RC 製キャスク
各部の軸方向温度分布を示す。これらのデータも、比較のため、給気温度を 33 ℃に統一している。図 4-3-2 を見ると、通常時と 50 ％閉塞時の比較で、キャスク下部
から上部に向かって、温度差が徐々に大きくなっている

図4-3-3

ことがわかる。給気流量が減少したことにより、キャニ

50％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（RC製キャスク）スタ内部からライナまで全体がほぼ同じ温度上昇傾向を示している。図 4-3-3 は、キャニスタ表面温度について、角度も同じである。つまり、閉塞している 0 °側も、空角度別の温度分布を示す。通常条件で、角度ごとにばら気が流入している 180 °側も、キャニスタ側面では、つきが見られるが、50 ％閉塞による温度変化は、どの

50 ％閉塞による影響を同じように受けていることを示

表4-3-250％閉塞条件での温度・流量測定結果
RC
0、90

0、90

0、180

コンクリート胴部温度（℃）

96（＋ 5）93（＋ 10）94（＋ 11）

キャニスタ表面温度（℃）

214（＋ 5）200（＋ 8）199（＋ 7）

パスケット最高温度（℃）

306（＋ 5）235（＋ 7）235（＋ 7）70（＋ 5）66（＋ 14）66（＋ 14）給排気口での空気温度差（℃）
冷却空気流量（kg/s）

0.321（− 4.2％） 0.280（− 22.9％） 0.290（− 20.1％）

注：カッコ内は、通常条件での結果との差を表す。

72

CFS

閉塞位置（°）

通常時（22.6kW）

図4-3-4

5000

5000

4000

4000

3000

3000

2000

2000

1000

1000

50％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（CFS製キャスク）

0

0

0

500 1000（a）通常条件

図 4-3-5している。今回製作した RC 製キャスクと同様な給気部

給気口 50％閉塞時（22.6kW）

0

500 1000（b）50％閉塞条件

コンクリート胴部の等温図（RC 製キャスク、90°断面）形状を持つキャスクでは、50 ％閉塞事象について、０、
90 °側を塞いだ場合と０、180 °側を塞いだ場合で、温通常時（22.6kW）

度分布に相違は生じない。

給気口50％閉塞時
給気口50％閉塞時（０°および90°閉塞）（０°および180°閉塞）

6000

6000

6000

図 4-3-4 には、CFS 製キャスクの結果を示す。図中に

5000

5000

5000

は、０、90 °閉塞と０、180 °閉塞条件におけるキャニ

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

b. CFS 製キャスク

スタ表面温度が示されている。いずれのケースにおいても、給気口が閉塞されている０°側の温度は、キャニス
タ下部から温度が上昇している。一方、空気が流入している 270 °側は、通常条件よりも、流入空気量が増えているので、キャニスタ下部では温度が下がっている。その後、温度は上昇し、高さ約３ m から上では、閉塞している０°側の温度と同じ分布を示すようになる。この
結果から、50 ％閉塞条件での流れは、以下のようになっているものと推測できる。開いている給気口から流入

0

0
0

500

（a）通常条件

図 4-3-6

0
0

500

0

500

（b）50％閉塞条件

コンクリート胴部の等温図（CFS 製キャスク、90°断面）

した空気がキャニスタ側面の流路に達し、その後、閉塞している側の流路に回り込む。この回り込みは高さ約

トキャスクの除熱特性について、以下の結論を得た。

3m までに終わって、その後は、ほぼ一様に上昇してい・給気口 50 ％閉塞条件におけるコンクリート胴部の温く。熱遮へい板が高さ 2.5m から始まっていることも、度上昇量は、RC 製キャスクで最大５℃、CFS 製キャ

流れを安定させ、上方に向かう流れの形成に役立っていスクで最大 11 ℃である。コンクリートの温度制限値

ることが推測される。

として、機械学会の規格（5）では、短時間での温度と③して 175 ℃が示されており、この制限値は十分下回る

コンクリート胴部温度
図 4-3-5 及び 6 に、コンクリート胴部の等温図を示す。

通常条件の温度分布に比べ、50 ％閉塞により、排気口ことから、除熱評価上問題はないものと考えられる。
・冷却空気流量は、給気部分の形状の違いにより、RC周辺で高温領域が増加していることがわかる。

製キャスクの方が減少割合が小さく、約４％の減少で④あった。CFS 製キャスクでも、最大約 23 ％の減少で50 ％閉塞条件での結果のまとめ
以上の結果より、50 ％閉塞条件におけるコンクリー

あり、四つの給気口うち二つが塞がったとしても、閉

電中研レビュー No.52 ● 73

塞されていない二つの給気口から十分な空気が供給さを調べるため、一つの排気口から強制的に扇風機を使っれるため、キャスク各部の温度上昇量は小さい。

て空気を送り込んだが、流入条件が発生することはなか・ RC 製キャスクの場合には、給気口 50 ％閉塞による流れの偏りは給気口部分に限られる。一方、CFS 製キった。
b. 軸方向温度分布

ャスクの場合には、高さ約 3m 付近まで、空気の回り

図 4-3-8 および 9 にキャニスタ表面および中心バスケ込みが見られるが、それより上では、ほぼ一様に流れ

ットセルの温度変化を示す。閉塞前までは、キャニスタ

る。

内で生じる熱の約８割が空気で取り去られていたが、閉塞により空気の流出が止まり、このエネルギがコンクリ（2） 100 ％閉塞条件

ート胴部を通して熱伝導で外部に放出される。冷却空気①の流路に面するキャニスタ表面やライナ温度は、この影RC 製キャスクの結果

a.100 ％閉塞後の排気口空気温度の経時変化及びフロー

響を受けて比較的短時間に温度上昇する。キャニスタ内パターン

部やコンクリート内部は、熱容量が大きいため、温度上RC 製キャスクの排気口は、放射線ストリーミングの昇は緩やかである。キャニスタ表面の温度分布形状に、低減を目的に、出口部に十字状に鋼板が設置されている。

閉塞前後で大きな変化が見られないことから、キャニス

排気口上側では、高温の空気が僅かに流れ出ているのにタ側面では下から上に向かう自然対流が生じているもの

対し、下側では上側で出ていく分を補うだけの空気が内と推測される。

部へ流入している。しかし、流出する空気は極僅かで、ほとんど流出・流入していない状態である。この理由として、排気口ダクトの形状が挙げられる。RC 製キャス
クの排気口形状は、外側に向かってダウンステップ状であるため、高温の空気が浮力に逆らって下向きには流れにくく、ダクト内で高温空気が栓をした状態となっている。図 4-3-7 に RC 製キャスクの 100 ％閉塞条件での空気の流れの状態図を示す。排気口から流入・流出がほとんどないため、キャスク内部では、空気が循環しているものと考えられる。また、冷却空気による熱除去がない
ため、内部の熱は主に熱伝導で外側に伝わるだけで、熱が内部にこもりやすい。この流れの状態が安定かどうか

図 4-3-8

100％閉塞条件でのキャニスタ表面温度の変化（RC 製キャスク、０°方向）

図 4-3-9100 閉塞条件での中心バスケット温度の変化（RC 製キャスク、０°方向）

排気口からの流出はほとんどなし

内部に熱がこもり
温度上昇を続ける

図 4-3-774

100％閉塞条件での空気の流れ（RC 製キャスク）

０時間

24 時間

48 時間
180°

5000

5000

0°

5000
270°

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

180°

0°

90°
1000

1000

0

0 500 1000

0

1000

0 500 1000

00 500 1000

図 4-3-12

100％閉塞条件での冷却空気の流れ（CFS 製キャスク）

図 4-3-10 100％閉塞条件でのコンクリート胴部
温度の変化（RC 製キャスク 90°断面）ャスクで、空気の流入・流出が見られた原因としては、
c. コンクリート胴部の断面内温度の変化

排気口形状がアップステップ状であることが挙げられる。

図 4-3-10 に、コンクリート胴部の等温図の変化を示

高温の空気は、浮力で上昇しようとするため、アップス

す。コンクリートの高温領域が広がる様子が示されていテップ状の流路では、止まることなく流出する。一つずる。

つ給気口を塞いでいくと徐々に排気口での流出空気が少②CFS 製キャスクの結果

a. 100 ％閉塞後の排気口空気温度の経時変化及びフロー

なくなり、全ての給気口を塞ぐと、一度、ほとんど流出がない状態となる。その後、排気口での流出と流入状態

パターンが形成される。どの角度から流入・流出するかは、キャ

次に、CFS 製キャスクの 100 ％閉塞条件での試験結果

スク内部でのキャニスタの偏りや周囲環境（風など）あについて示す。図 4-3-11 は、排気口出口の空気温度のるいは偶然性に左右されるものと考えられる。また、四経時変化である。RC 製キャスクとは異なり、排気口でつの排気口のうち、いくつが流入となるかも、推測は困の 空 気 の 流 入 ・ 流 出 が 見 ら れ た。 0 ° 側 全 体 お よ び

難であるが、高温空気の流出が流れの主要因であり、そ270 °側の半分の排気口からは、キャスク内部への空気れを補うだけの空気が流入することを考えると、１〜２流入があり、その他の排気口からは、空気が流出した

個の排気口から流入することが予想される。本試験では、（図 4-3-12）。CFS 製キャスクの排気口は、中央に仕切一つずつ排気口を塞いでいるが、その塞ぎ方により流入板があり、左右に二分割された構造である。CFS 製キ

条件が変わることもあり得る。そこで、塞ぐ順番を変えて、流入条件が変化するかどうかを調べたが、変化は見られなかった。今回の試験条件では、０°と 270 °の半分が流入という状態が安定条件である。この状態は、48時間の試験期間中、変わることはなかった。
b. 軸方向温度分布
図 4-3-13 及び 14 にキャニスタ表面およびバスケット
中心セルの温度変化を示す。キャニスタ表面温度は、排気口からの空気の流入により、０°方向キャニスタ上部
で、通常条件の時よりも温度が下がる。バスケット中心
セルの温度も、０°および 270 °排気口からの空気の流

図 4-3-11

100％閉塞条件での排気口出口空気温度の経時変化（CFS 製キャスク）

入による温度低下の影響を受け、上部の温度上昇が下部の温度上昇に比べ少しだけ小さくなっている。

電中研レビュー No.52 ● 75

０時間

24時間

6000

6000

6000

5000

5000

5000

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

0

100％閉塞条件でのキャニスタ表面温度（CFS 製キャスク）

0

0

0

図 4-3-13

42時間

0

500

図 4-3-15

0

500

500

100％閉塞条件でのコンクリート胴部温度の変化（CFS 製キャスク、90°断面）

表 4-3-3

100％閉塞条件での温度測定結果（閉塞後 24時間）
RC製

CFS製

コンクリート胴部（℃）

113（＋ 25） 101（＋ 19）

キャニスタ表面（℃）

250（＋ 44） 209（＋ 18）

バスケット中心セル（℃） 321（＋ 23） 247（＋ 19）
注：カッコ内は、閉塞前の定常状態での結果との差を表す④
図 4-3-14

100％閉塞条件での中心バスケットセル温度（CFS 製キャスク）

100 ％閉塞条件での結果のまとめ
以上の結果より、100 ％閉塞条件におけるコンクリー

トキャスクの安全性について、以下の結論を得た。
・給気口 100 ％閉塞条件におけるキャスク各部の温度上

c. コンクリート胴部の断面内温度の変化
図 4-3-15 に、90 °方向のコンクリート胴部の等温図を示す。試験は 48 時間継続したが、48 時間後のデータ

昇は、RC 製キャスクで最大 44 ℃、CFS 製キャスクで最大 19 ℃であり、この上昇量は安全上問題にはならない。

に一部欠損が生じたため、図には最終時間として 42 時

・ 100 ％閉塞時の空気の流れは、排気口部分の形状の違間後のデータを示す。コンクリートの高温領域が広がる

いにより異なる。ダウンステップ状の排気口を持つ様子が示されている。

RC キャスクの場合には、排気口での空気の流入・流③出がなく、内部に熱がこもりやすい。そのため、閉塞

温度変化
表 4-3-3 に、100 ％閉塞後 24 時間経過した時点での、後の温度上昇量も CFS 製キャスクに比べて大きい。

キャスク各部の最高温度を示す。これまで述べてきたよ

CFS 製キャスクの場合、排気口がアップステップ状

うに、RC 製キャスクの場合には、冷却空気の流入がなであるため、排気口での空気の流出と流入が見られた。

いため、通常条件からの温度上昇量が CFS 製キャスク

空気の流入・流出に伴い、空気で熱がある程度除去さに比べ、大きくなっている。100 ％閉塞条件で、24 時間れるため、閉塞後の温度上昇量は比較的小さい。

経過した時の最高温度の上昇量は、RC、CFS 製キャス

・ 48 時間試験を継続したが、温度は定常状態には至ら

クともに、安全上問題とならない値である。

76

ず、さらに温度は上昇を続ける。

４−４

除熱解析

使用済燃料の中間貯蔵では、これまで貯蔵容器として

4-4-1

金属キャスクが主に使用されており、金属キャスクにつ（1） 解析対象

いての除熱解析事例は、実験データとの検証も含めて、数多く発表されている

解析手法（1）〜（6）。一方、コンクリートキャ

解析対象は、4-1 〜 3 節までに示された実証試験に使

スクは、主に米国で実用化され、すでに多数のキャスク用した二種類のコンクリートキャスクである。

が使用されているが、除熱評価に関して、実験データが解析領域を図 4-4-1 に示す。キャスクおよびキャニス

十分ではなく、解析手法の検証も不十分であった （7）（8）。

タ内のバスケットの構造から、対称性を考えると 1/8 モ

数値計算による解析評価では、熱伝導解析だけで評価すデルでも評価が可能であるが、給気口 50 ％閉塞条件

る方法と冷却空気の流動・熱伝達を熱流動解析で解き、（四つある給気口のうち二つを塞ぐ条件）での解析評価

固体部分（キャニスタ内部とキャスク胴部）の熱伝導解を考慮し、1/4 モデルとした。

析とカップリングして解く方法がある。熱伝導解析のみ（2） 解析モデル・手法

で評価を行う場合には、冷却空気流量を浮力と流路抵抗のバランスから求め、空気との熱伝達がある部位に熱伝解析モデルは、キャニスタ内部と外部の二つのモデル

達境界を設定する。自然対流の熱流動評価は、実験デーに分かれている。キャニスタは、円筒形であるが、内部タによる検証が不可欠で、コンクリートキャスクの場合、には格子状のバスケットがあり、このバスケットの形状

流速が比較的遅く実験データと一致しにくいことも懸念

が除熱評価上重要であるため、x-y-z 座標系を用いた。

されるため、実験データの取得が必要である。

一方、キャニスタ外部は、冷却空気の自然対流が重要

そこで、著者らは、実物大コンクリートキャスクを使で、キャニスタとライナに挟まれた流路は、r-θ-z 座標

った除熱実証試験を実施し、その実験データを基に解析系でメッシュ分割が可能である。しかし、給排気口は、手法の構築・検証を行った。

四角いダクトであるため、r-θ-z 座標系だけでは、形状が正確に模擬できないため、境界適合座標系（BFC）
を用いた。

解析領域
断熱境界
建屋天井

解析領域

圧力＝一定

対称境界

断熱境界

対称境界

建屋内面

8m

9.15 m

入口流量：Q
入口空気温度：T

キャスク
対称境界

入口流量：Q
入口空気温度：T
床面

8m

建屋内面
8m

断層境界

図4-4-1

解析領域

電中研レビュー No.52 ● 77

キャニスタ胴
バスケット

中実棒
ヒータ部
模擬重量体

中空アルミブロック

図 4-4-2

解析メッシュ図（キャニスタ）以下に、キャニスタ内外のモデルについて記述するが、を使用した。模擬重量体、ヒータ、ヘリウムの熱伝導率

RC 製キャスクと CFS 製キャスクで、同じ手法を用い、は、温度依存性を考慮したが、等価物性を計算したバス

同様の成果を得ているため、本報告書では、CFS 製キケットのアルミ合金は温度依存性を考慮していない。
また、バスケット底面とキャニスタ底面、模擬重量体

ャスクについてのみ記載するものとする。
①

キャニスタ内部
キャニスタ内部には、ヘリウムガスが充填されている。

とキャニスタ底面、バスケットとバスケット挿入用ガイ
ドは完全接触条件とした。

ヘリウムガスは、熱伝導率が高い気体で、これまでの実

キャニスタ内部の解析には、FIT-3D コードを使用し験でも、対流効果が小さいことが確認されている。そこた。FIT-3D は、本来、熱流動解析コードで、これまでで、本解析では、キャニスタ内部は、熱伝導が支配的で

使用済燃料貯蔵施設の解析に使用してきたコードである。

あると考え、ヘリウムガスの対流効果を無視した熱伝導

今回は、流動解析機能を使わず、熱伝導解析コードとし解析モデルを使用した。CFS 製キャスクに用いたキャて使用した。

ニスタのメッシュ分割図を図 4-4-2 に示す。ヒータの発②

キャニスタ外部

熱は、高さ方向の発熱領域を考慮し、その部分の角棒

キャニスタ外部では、冷却流路内およびキャスク外表（中心位置の角棒のみ）に一様発熱として与えた。バス

面で、空気による自然対流熱伝達が行われる。また、コケット外周部は、x-y-z 座標系では形状模擬ができない

ンクリートキャスク胴内では、熱伝導により内部から外ため、キャニスタ外部モデルとの結合を行う際に、エネ部へ熱が伝わっていく。この空気の流動とキャスク内部

ルギバランスが保存されるように接続を行った。CFS

での熱伝導を一つのモデルで解析を行った。図 4-4-3 に製キャスク用のキャニスタは、アルミ製のバスケットで、

解析メッシュ図を示す。流路内では、キャニスタ表面でそのバスケットは、中空の矩形アルミブロックを組み上の自然対流を解析するため、メッシュ分割を細かく設定

げた構造をしている。解析モデルでは、このブロックをした。熱遮へい板の内側では半径方向に 20 分割、外側

アルミとヘリウムの混合材として扱った。混合材の熱伝では 12 分割とし、キャニスタ表面近傍で、最小高さ

導率は、x,y,z 方向で異なる値を使用した。メッシュ分

2.46mm とした。メッシュの総数は、R 方向 120、θ方

割数は、22 × 22 × 35 ＝ 16,940 である。

向 40、Z 方向 121 で、合計 580,800 である。図 4-4-4 に、キャニスタ内部では、熱伝導に加え、ふく射伝熱が重キャスク内面のモデル図を示す。ふく射については、冷要な伝熱因子である。本解析では、ふく射伝熱を等価熱

却流路およびキャスク外表面にふく射境界を設定した。

伝導率に置き換えて計算を行った。ヘリウム空間の熱伝浮力の扱いは、運動方程式の浮力項で考慮した。流れの導率は、ヘリウムの熱伝導率と等価熱伝導率を加えた値

解析は、乱流モデルとして RNG k-εモデルを使用した。

78

を適用した。適用箇所は、キャスク内部、外部、建屋壁、天井及び床面である。但し、対称面（0 °、90 °境界面）
排気口
冷却通路

はフリースリップ条件とした。
温度について、建屋外側（側面、天井、床面）、キャス
ク底面および対称面は断熱とした。
③

ふく射境界
ふく射については、対面間でのふく射を考慮した。ふ

く射を考慮した箇所は以下の通りである。
給気口

キャニスタ表面⇔熱遮へい板
キャニスタ表面⇔キャスク内側ライナ（熱遮へい板が

図4-4-3

解析メッシュ図無い高さのみ）キャニスタ表面⇔キャニスタサポート内側
キャニスタサポート外側⇔熱遮へい板

熱遮へい板

熱遮へい板⇔キャスク内側ライナ
キャスク側部⇔建屋壁

サポート

キャスク上部⇔建屋天井④
支持脚

キャニスタ内部モデルと外部モデルの結合条件
キャニスタ内部モデルと外部モデルは、キャニスタ胴内面で結合される。キャニスタ内部モデルと外部モデルの境界で計算される熱流束を受け渡して、収束計算を行
い、全体の温度分布および流速分布を求める。

図4-4-4

キャスク内面のモデル図（4） 解析条件
解析は、CFS 製キャスクの通常貯蔵時を対象に実施

解析コードは、汎用熱流体解析コード PHEONICS を使用した。時間差分は、半陰解法（SIMPLEST）を用した。表 4-4-1 に、解析条件を示す。解析は定常解析で
ある。

いた。

4-4-2

解析結果

（3） 境界条件①

流入、流出境界条件

キャニスタ内部モデルと外部モデルをリンクした全体

冷却空気の流入条件として、建屋の給気口に境界条件

解析の結果を以下に示す。図 4-4-5 は、建屋内全体でのを設定した。給気口の空気温度は、キャスク給気口での流速ベクトル図を示す。排気口から出た高温の空気が浮測定値を使用した。流量は測定を行っていないため、建力で上昇している様子が再現されている。

屋天井部ファン中心の空気温度とキャスク給気口の空気図 4-4-6 には、キャスク内部の冷却流路内での温度コ温度差からエネルギ上昇量の評価を行い、ヒータ総出力

ンタ図を示す。冷却流路内では、キャニスタ表面近傍にと等しくなるように空気流量を設定した。

自然対流による比較的速い流れがあり、この部分で温度流出境界は、建屋天井ファン部に圧力境界条件（P ＝0）を設定した。入口での乱流量は、乱流粘性係数が分子程度になるように設定した。
②

壁面境界条件
空気の流動に対し、壁面での流速条件として、対数則

表4-4-1

解析条件

対象キャスク
発熱量（kW）
給気口空気温度（℃）
給気流量（kg/s）

CFS製キャスク
22.6
27.5
1.086

電中研レビュー No.52 ● 79

建屋排気口

排気口

冷却流路

給気口

図4-4-7
図4-4-5

キャニスタ外部の温度比較

建屋内での流速ベクトル図やすい。実験では、キャニスタサポートによる流れの乱
れや熱遮へい板自身の凹凸による影響などで、ばらつきが大きくなっている。一方、解析では、完全な曲面でモ
熱遮へい板

デル化されているため、ばらつきは小さくなっている。
ライナ温度は、熱遮へい板が高さ 2.5m 以上にしかない

サポート

ため、高さ 2.5m 付近でキャニスタからのふく射が遮らキャニスタれる効果により、一旦温度が下がっている。この傾向は、解析結果とも良く一致しており、ふく射モデルが妥当でコンクリート胴部あることを裏付けている。キャスク外表面の温度は、キャスク上部の排気口周辺で、解析結果の方が高くなって冷却流路いる。解析結果で得られたキャスク内部の冷却空気流量は 0.326kg/s で、実験結果 0.363kg/s よりも小さく、従

図4-4-6

冷却流路内の温度コンタ図って排気温度は高くなる。実験での給排気温度差は52 ℃に対し、解析では 56 ℃であった。また、実験では、が高くなっている。冷却流路内では、熱遮へい板よりキ

コンクリート内部およびキャスク外表面の鋼板の熱伝導ャニスタ表面側の流路で大部分の空気が流れるが、熱遮により、排気口周辺の熱が下方により多く伝えられていへい板の外側でも、弱い上昇流が見られる。流路内では、る。図 4-4-8 には、キャスク周囲の空気温度の高さ方向

下降流や循環流は見られない。

分布を示す。解析結果の方が、キャスク高さまでは、低次に、キャスク各部について、解析結果と実験結果の比較を行う。
図 4-4-7 にキャニスタ外部の軸方向温度分布を示す。
キャニスタ表面温度は、全般に解析結果と実験結果が良く一致しているが、キャニスタ上面で、実験結果が解析
結果に比べ、温度が高くなっている。これは、実験の場
合、キャニスタ上面から、ヒータをキャニスタ内部に挿入する構造となっていて、熱が上下方向に伝わりやすくなっているのに対し、解析ではヒータの貫通部を模擬しておらず、熱の伝わりが少ないためである。熱遮へい板
は、非常に薄い板で、温度分布は冷却空気の影響を受け

80

図4-4-8

キャスク周囲の空気温度分布

くなっている。これは、設定した建屋内への流入空気量が、実際の場合より多く計算されていることが原因である。解析で、キャスク周囲の高さ方向温度分布が低く、給排気口での温度差が高いということは、ドラフト力が実験の場合よりも大きいことを意味しているが、流量は実験結果よりも小さくなっている。これは、解析で計算される流路の圧力損失が実験結果よりも大きくなっているためである。
図 4-4-9 に、キャニスタ内部モデルでの解析結果を示す。全体に解析結果の方が実験結果よりも低い結果となった。上述のように、キャニスタ表面温度は、上面で、

図4-4-11

冷却流路内の温度分布

実験結果よりも解析結果が低くなっており、キャニスタ
内部はこの温度に影響を受けたものと考えられる。
キャスク上面3.9％

図 4-4-10、11 に冷却流路内の空気流速および温度分
布を示す。流路内では、空気流速は測定できなかったた
め、実験結果との比較はできないが、熱遮へい板の内外

熱伝達 1.2％
ふく射 2.6％

冷却空気
79.9％

キャニスタ上面
熱伝達 1.1％
ふく射 0.3％

1.4％

キャニスタ側面

キャスク側面熱伝達70.3％
ふく射22.4％

92.7％

16.2％

熱伝達 8.9％
ふく射 7.3％

キャニスタ下面
熱伝達 5.7％
ふく射 0.2％

5.9％

図4-4-12

解析結果から得られた除熱配分

で大きな流量差があることが示されている。温度分布は、キャニスタ表面から 15mm 離れた位置とライナから30mm 離れた位置での測定結果があるが、全体流量が小
図4-4-9キャニスタ内部モデルの解析結果

さくなり、給排気温度差が大きくなっていることからも明らかなように、解析結果の方が温度が高くなっている。
図 4-4-12 には、解析結果から計算したキャニスタ表面およびキャスク表面での除熱配分を示す。CFS 製キャスクの場合、キャニスタ内部の発熱量のうち、約80 ％が冷却空気で外部に除去される。

4-4-3

まとめ

コンクリートキャスクの除熱評価手法を確立するため、キャニスタ内部と外部の二つのモデルを組み合わせた解析手法を構築し、実験データとの比較・検証を行った。
図4-4-10

冷却流路内の流速分布

解析は、通常貯蔵条件での定常解析で、RC 製および

電中研レビュー No.52 ● 81

CFS 製キャスクの両方に適用が可能である。得られた成果は、以下の通りである。
・コンクリートキャスクの解析手法を構築した。手法は以下の通りである。

③

二つのモデルは、キャニスタ内面で結合し、エネルギが保存されるように熱流束の受け渡しを行う。

・キャニスタ内部モデル単独で、実験データによる検証解析を行った結果、妥当性が検証された。但し、キャキャニスタ内部モデルは、x,y,z 座表系でメッシュ

ニスタ内面とバスケット等のギャップや接触部の扱い

分割を行い、熱伝導解析のみを適用した。ヘリウムのについては、保守側の仮定や実験データに基づく評価

対流効果は無視し、ふく射伝熱は等価熱伝導率に置きが必要である。

①

換えて計算を行った。

・キャニスタ内部モデルと外部モデルをリンクした全体

キャニスタ外部モデルは、BFC 座標系でメッシュ解析を行い、冷却空気流量や温度分布を実験結果と比分割を行い、空気の流動には熱流動解析を適用した。

較した。その結果、流量は誤差約 10 ％以内、キャニ

乱流モデルは RNG k-εモデルを使い、流路内の空気

スタ内の最高温度は誤差約７％以内でよく一致した。

はできるだけ細かいメッシュ分割（最小幅 2.46mm）

以上の結果より、本解析の妥当性が検証された。但し、を行った。また、キャスクだけでなく、キャスク周囲

解析結果は必ずしも、保守側の結果を与えるものではもモデルに含め、キャスク内部を流れる冷却空気量をないので、安全裕度の設定に注意が必要である。

②

計算する。

４−５

キャニスタの落下事故試験

キャニスタは貯蔵施設で輸送容器から取り出され、垂コンクリートキャスク

断熱フード

直姿勢あるいは水平姿勢でコンクリート製貯蔵容器に挿入され、貯蔵される。米国では、深層防護の観点から、万が一の落下や転倒等により衝撃荷重が作用する事象を想定した安全評価が米国規制委員会より公表されている。

鋼板

一方、キャニスタの落下事故等に関する実験事例は、国内を始め海外でも例が少なく、実物大キャニスタの変形除熱試験ヤードや損傷に関する基礎データの蓄積が必要である。
本試験では、除熱試験に供した２種類の実物大キャニ

落下試験ヤード

図4-5-1

コンクリート基礎厚さ（２m）

落下試験ヤード（赤城試験センター）スタを用いて実機と同等の二重溶接蓋を設け、非機構論的な事象を想定した落下試験を行い、キャニスタの構造
健全性（密封性能維持のための大変形や破損のないこと）
を評価した。なお、落下試験は、赤城試験センターに設置した落下試験ヤード（図 4-5-1 参照）で実施した。
本節では、以下の項目について述べる。

4-5-1

落下試験用試験体落下試験では、２種類のキャニスタ（タイプⅠとⅡ）を使用した。落下試験では、使用済燃料の重量を模擬するため、模擬重量体をバスケット内部に装填した。
図 4-5-2 および表 4-5-1 に、キャニスタの概要と主な①

キャニスタ蓋溶接（一次蓋および二次蓋の溶接）

②

密封試験

仕様を示す。PWR 燃料を 21 体収納し、いずれのキャニ③

非破壊検査（浸透探傷検査、超音波探傷検査）

スタ材料も、耐食性の高いステンレス鋼である。

④

落下試験

⑤

落下試験解析

タイプⅠは、上部遮へい体、一次蓋、二次蓋を積み重ね、一次蓋と二次蓋を胴部に片側から溶接する構造であり、バスケットは、スペーサプレート・ガイドチュー

82

二次蓋
二次蓋

一次蓋

一次蓋
上部遮へい蓋バスケット

ガイドチューブ
本体

本体

サポートロッドバスケットプレート
下部遮へい体［タイプⅠ］［タイプⅡ］

図 4-5-2

表4-5-1
仕
高
外

様
さ
径

燃料装荷時
重 量
材 質
バスケット
収納燃料
最大発熱量

キャニスタの概要

キャニスタの主な仕様
タイプⅠ
4630mm
1676mm

タイプⅡ
4470mm
1640mm

35ｔ

30ｔ

4-5-2

落下試験

表 4-5-2 に、落下試験条件を示す。落下試験では、ハンドリング事故を想定した非機構論的な事象として水平姿勢における取扱時転倒事象ならびに垂直姿勢におけるスーパーステンレス 二相ステンレス
ステンレス＋炭素鋼
アルミ
17× 17型 PWR21体 /キャニスタ
22.6kW/キャニスタ

取扱時落下事象等を想定し、水平姿勢における 1m 落下試験、垂直姿勢における６ m 落下試験を実施した。衝表 4-5-2

ブ・サポートロッドで構成される。タイプⅡは、厚肉の

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

転倒

落下

一次蓋と二次蓋を胴部に片側から溶接する構造であり、バスケットはアルミ合金製の板材を格子状に組み立てた落下試験条件

ハンドリング事故を想定した非機構論的な事象構造である。
図 4-5-3 に、蓋部の溶接フローを示す。浸透探傷試験
は、一次蓋と二次蓋における溶接開先面および溶接部とし、初層、中間層、最終層に対して実施した。超音波探傷試験は、蓋表面から斜角探傷法、キャニスタ側面からの垂直探傷法により実施した。密封試験は、JISZ2331＊「ヘリウム漏れ試験方法」に準拠して実施した。

落下姿勢

水平

垂直

高さ

１m＊

６m＊＊

キャニスタ

タイプⅠ

タイプⅡ

転倒による衝撃エネルギーと等価な衝突エネルギーを自由落
下により付与＊＊貯蔵容器高さからの落下

落下試験計測準備① 計測センサ取付け加工② キャニスタ一次蓋の加工③ 開先面・開先合せ検査④ バスケット・模擬重量体挿入

一次蓋溶接⑤ 一次蓋・溶接機設置⑥ 一次蓋溶接・検査
浸透探傷・超音波探勝傷・密封⑦ ポートカバー溶接・検査
浸透探傷

二次蓋溶接
⑧ 二次蓋加工⑨ 二次蓋・溶接機設置⑩ 二次蓋溶接・検査
浸透探傷・超音波探傷・密封

模擬重量体装荷

二次蓋溶接

超音波探傷検査

図 4-5-3

蓋部の溶接フロー

電中研レビュー No.52 ● 83

突面は、非降伏面相当とし、厚さ 50mm の鉄板を取り

図 4-5-6 に、衝突面に直撃した蓋溶接部の断面マクロ

付けたコンクリートブロック（厚さ 2m ×幅 13m ×長さ

撮影写真を示す。一次蓋溶接部にはき裂の発生が見られ、10m、重量約 550 トン）を設置した。

蓋仮付け溶接部から初層まで至っている。溶接施工時に計測項目は、構成部材の各部分の加速度およびひずみ

は、熱収縮による胴板の内側方向への倒れ込みが生じる等である。なお、落下試験後に密封試験を実施し、キャ

ため、キャニスタを水平に落下させると倒れ込み部の始ニスタの密封性能を確認した。

点を起点に曲げモーメントが発生したことが原因と考えられ、熱変形の低減や直接溶接部に衝撃が加わらないた（1） 水平落下試験

めの設計上の配慮も必要である。

図 4-5-4 に、水平落下試験の実施状況と計測データの一例を示す。なお、加速度波形は、１ kHz のローパス（2） 垂直落下試験

フィルターで処理している。キャニスタ蓋部には、

図 4-5-7 に、垂直落下試験の実施状況と計測データの436G の最大衝撃加速度は発生しているが、キャニスタ

一例を示す。なお、加速度波形は、１ kHz のローパスの衝突部で若干変形が生じたのみである。

フィルターで処理している。キャニスタ胴中央部には、

図 4-5-5 に、二次蓋溶接部の密封試験の状況を示す。
試験後の密封試験の結果、いずれの溶接部も 1.0 × 10

−9

3

溶接部

板が衝突時の燃料の慣性力により凸状に変形した。
試験後の密封試験の結果、いずれの溶接部も 1.0 × 10 − 9

Pa ・ m /s 以下であり、密封性能は健全であった。

図 4-5-41153G の最大衝撃加速度は発生しており、キャニスタ底

水平落下試験の実施状況と計測データ（加速度記録波形）の一例

密封試験孔
He

He
Heリークディテクタ

一次蓋

図 4-5-584

二次蓋

二次蓋溶接部の密封試験の状況

図 4-5-6

蓋溶接部の断面マクロ撮影写真

（バスケットの変形）（キャニスタ底板の変形）（落下試験前）（落下の瞬間）（加速度記録変形）

図 4-5-7

垂直落下試験の実施状況と計測データの一例

Pa ・ m3/s 以下であり、密封性能は健全であった。また、試験後に撮影した蓋溶接部の断面マクロ写真より、溶接部に有意な変形やき裂の発生は、みられなかった。

4-5-3

落下試験解析

衝撃荷重を受けるキャニスタの衝撃挙動や、各部位に（水平落下）

発生する変形状態を詳細に把握するため、衝撃応答解析
コード LS-DYNA3D を用いて衝撃応答解析を行い、キャニスタ各部に生じる加速度やひずみを評価した。
図 4-5-8 に、落下解析モデルの有限要素分割図を示す。

（垂直落下）

図 4-5-8

落下解析モデルの有限要素分割図

キャニスタの形状および落下姿勢を考慮し、水平落下解
析には 1/2 面対称モデルを、垂直落下解析には 1/4 面対

表 4-5-3

落下解析に用いた材料物性

称モデルを用いた。初期条件として、想定した落下高さ
からの自由落下速度を全節点に入力した。
解析モデルについては、落下衝撃時におけるキャニス
タ本体の挙動のみならず、バスケットに発生する変形や模擬重量体との相互作用を評価するため、全ての部位について実物に沿ったモデルとした。また、一次蓋、二次

材

料

スーパー
ステンレス鋼

二相
ステンレス鋼

密度

8.0g/cm3

8.0g/cm3

ヤング係数

192GPa213GPa

硬化係数1012MPa

786MPa

降伏応力407MPa664MPa

ポアソン比

0.31

0.27

蓋における溶接部は、キャニスタ本体と剛結しているものと仮定し、節点共有とした。
表 4-5-3 に、落下解析に用いた材料物性を示す。材料

モデルについては、母材を用いた材料試験結果より、バ
イリニアの応力−ひずみ関係で与え、Von-Mises 型の降電中研レビュー No.52 ● 85

表 4-5-4
評価部位

4-5-4

落下解析のまとめ相当塑性ひずみ

容器本体

水平落下
8.4％

垂直落下
5.0％

一次蓋

5.3％

2.6％

二次蓋

5.4％

7.0％

まとめ

落下高さ１ m からの剛な衝突面への水平落下および６ m からの垂直落下のいずれの試験においても、密封機能の健全性が維持され、キャニスタ各部位の局所的に
図 4-5-9

落下試験解析結果と実験値の比較

発生するひずみは、いずれも 10 ％以下の値であり、使用する材料の破断に相当するひずみ（20 ％以上）に比伏曲面を有する等方硬化モデルとした。

べ小さい。また、衝撃応答解析コード LS-DYNA3D に

図 4-5-9 に、落下試験解析結果と、落下試験で本体により推定した本体のひずみは、試験結果を良く再現して発生した加速度値と比較して示す。いずれの姿勢においおり、これらの姿勢の評価においては十分な精度で追跡ても、解析で得られた最大加速度は、実験値と良い一致が可能である。

を示しており、十分な精度で再現されている。

以上より、キャニスタの構造健全性として確保すべき

表 4-5-4 に、解析結果のまとめを示す。解析で発生し溶接部の密封性能については、使用済燃料の現実的な破たひずみは、溶接部近傍で最大 8.4 ％発生しているが、損評価が想定される設計加速度の範囲内では、損なわれキャニスタに使用される材料における設計最大引張強さることはない。

に相当するひずみ（20 ％以上）に比べれば十分小さい
値である。

86

コラム２：キャニスタ内ヘリウム漏えい検知方法の開発
コンクリートキャスクでは、使用済燃料は、キャた。

ニスタ内に収納され、蓋部は溶接されている。よっなお、図 C2-1 は、キャニスタ表面の温度計測位て、キャニスタは、密封機能を有している。なお、

置ならびに給気口温度計測位置を示したものである。

密封機能維持の確認の観点から、検査ができる設計が求められている。このため、キャニスタ内部のヘC2-2リウムが漏えいした際に、ヘリウムの対流効果が低C2-2-1

試験結果
ヘリウム漏えい検知方法の予備的検討

減することによるキャニスタ側面の表面温度変化を

ヘリウム漏えい検知方法を構築するために利用して、ヘリウム漏えいを検知する方法（1）が、提CASE1 試験を実施し、温度データの分析を行った。

案されている。しかし、その温度変化量は小さく、

図 C2-2-1-1 に、ヘリウム漏えい前後のキャニスタ

この方法では、微少漏えいや発熱量の小さい長期貯

表面温度および給気口での空気温度とキャニスタ内

蔵時に対する検知信頼性が不十分である。

圧の関係を示す。

ここでは、キャニスタ内のヘリウム漏えいをキャ

なお、ヒータ出力 22.6kW での定常状態で、キャニスタ表面の温度情報から早期かつ高い信頼性で検知する方法を開発することを目的として、実物大コ
ンクリートキャスクを用いたヘリウム漏えい試験を
実施した。
C2-1

試験ケースおよび温度計測位置

RC 製キャスクおよび CFS 製キャスクを用いて、ヘリウム漏えい試験を実施し、キャニスタ内のヘリ
ウム内圧とキャニスタ表面温度の関係を調べた。表
C2-1-1 に、試験ケースを示す。
試験では、キャニスタ内に、初期の常温状態で、大気圧（ゲージ圧で 0kPa）レベルのヘリウムが充てんされており、ヒータ発熱によるキャニスタ内部の昇温とともに内圧が上昇し、初期貯蔵状態を模擬
した発熱量 22.6kW の定常状態においては、キャニ
スタ内圧が CFS 製キャスクにおいて 56kPa、RC 製
キャスクにおいては 59kPa になった。CASE1 およTin

び CASE3 は、この状態から、キャニスタ上部に設けられたヘリウム充てんポートのバルブを開放し、

図 C2-1

ヘリウム漏えいを生じさせた。また、CASE2 にお温度計測位置

いては、初期の常温状態において、ヘリウムを約
60

100kPa 充てんした状態から、発熱量 22.6kW で昇温して、定常状態にした。この時の内圧は、151kPa

200

50

であり、この状態から、ヘリウム漏えいを生じさせ圧力（kPa）

試験ケース

CASE No. キャスク 初期圧力 最終圧力タイプ （kPa） （kPa）

漏えい率（Pam3/s）

CASE 1 CFS製
キャスク

56

5

4.86× 10CASE 2

CFS製
キャスク

151

1

5.16

CASE 3

RC製
キャスク

59

1

3.60× 10

−1

30

100

20

各部温度（℃）

表 C2-1-1

150
40

50
10
0
−96 −72 −48 −24 00
24 48 72 96 100

時間（h）

図 C2-2-1-1

キャニスタ表面温度と圧力の関係

電中研レビュー No.52 ● 87

ニスタ内圧は、56kPa であり、試験では、キャニスは著しく低下することが分かる。また、図 C2-2-1-4

タ上部に設置してあるバルブを開放し、約４日間では、通常時におけるヘリウム漏えい０時間からのキ

5kPa までヘリウムを漏えいさせた。この後、バルャニスタ表面各点での温度変化を示す。また、図ブを全開にし、圧力を大気圧レベル（ゲージ圧でC2-2-1-5 は、ヘリウム漏えい時の０時間からのキャ

0kPa）まで落とし、バルブを閉めた。図から分かる

ニスタ各点の温度変化を示している。

ように、キャニスタ表面温度は、給気温度に左右さ

特に、図 C2-2-1-5 から分かるように、ヘリウムれるため、ヘリウム漏えいが原因となる表面温度変漏えい後のキャニスタ上部中心と底部中心の温度差

化と給気温度による表面温度変化を区別する必要がは、ヘリウム漏えい開始から 60 時間後で８℃程度付ある。図 C2-2-1-2 は定常時のキャニスタ表面温度

いている。

分布、図 C2-2-1-3 は、リウム漏えい時のキャニス
タ表面温度分布の変化を示す。

88

したがって、キャニスタ底部中心温度（TB）から
上部中心温度（TT）を引いた温度差をΔ TBT と定義

通常時では、キャニスタ表面温度は、給気温度の付け、Δ TBT の変化を監視することにより、ヘリウ

増減に追従して変化するのに対して、ヘリウム漏え

ム漏えいを検知できるかどうかを調べることとした。

い後は、特に、キャニスタの底部中心の温度が著し

図 C2-2-1-6 は、Δ T BT とヘリウム内圧の関係、図く上昇するのに対して、キャニスタ上部中心の温度

C2-2-1-7 は、Δ TBT と給気温度の関係を示したもの

図 C2-2-1-2

キャニスタ表面温度（通常時）

図 C2-2-1-4

キャニスタ表面温度変化（通常時）

図 C2-2-1-3

キャニスタ表面温度（漏えい時）

図 C2-2-1-5

キャニスタ表面温度変化（漏えい時）

図 C2-2-1-6 Δ TBT と圧力（CASE1）

図 C2-2-1-8

発熱量とキャニスタ表面温度

よって、貯蔵期間が長くなるにつれ、Δ TBT は減
少しており、ヘリウム漏えい時に見られるΔ TBT が上昇する現象とは相反することから、ヘリウム漏えい検知を判断する際の妨げる要因とはなっていない。
また、発熱量の小さい長期貯蔵時（貯蔵 40 年後：10kW）においても、ヘリウム漏えい時のΔ T BT の有意な上昇が期待されることと給気温度変化の利用から、検知可能と予想される。
なお、本検知方法で用いている原理は、キャニス
タ内の圧力変化情報をキャニスタ表面温度変化情報
図 C2-2-1-7 Δ TBT と給気温度（CASE1）に変換することであることから、検知の限界は、すなわち、圧力変化が検知できる限界と同等となる。
本試験ケースでの漏えい率は、４日間の漏えいでである。

10 − 1Pa ・ m3/s であることからその二桁程度長い期

ヘリウム漏えいとともに、Δ TBT に約 8 ℃の上昇

間（約１年）の漏えいが圧力変化を検知できる限界が観られる。また、給気温度変化とΔ TBT の変化をであると仮定すると、10 − 3Pa ・ m3/s 程度となる。

比べると、ヘリウム漏えい後の現象が落ち着いた状
態では、Δ TBT は、給気温度の変動に追従している

C2-2-2

本検知方法の適用性確認

が、ヘリウム漏えいの過渡時では、給気温度が下が（1） キャニスタ内圧が高い場合（CASE2 試験）ってもΔ T BT が上昇する傾向が観られることから、キャニスタ内ヘリウムの圧力を 151kPa まで加圧

Δ T BT と給気温度を合わせて監視することにより、した状態から約１日で 36kPa まで低下させ、その後、漏えいの早期検知が可能であると考えられる。また、

約 3 時間で 1kPa に落とす試験を実施した。図 C2-2-

図 C2-2-1-8 キャニスタの発熱量とキャニスタの表

2-1 はΔ T BT と圧力の関係であり、図 C2-2-2-2 は、面温度分布の関係を示しており、22.6kW（貯蔵初期）

Δ TBT と給気温度の関係である。なお、一連の漏えでは、Δ TBT は 14.7 ℃、16kW（貯蔵 20 年後）では、

い率は 5.16（Pa m3/s）となる。

Δ TBT は 13.2 ℃、10kW（貯蔵 40 年後）では、Δ TBTは 10.2 ℃となっている。

この試験結果から分かるように、ヘリウム内圧が高い状態から漏えいが生じると、キャニスタ内ヘリ

電中研レビュー No.52 ● 89

図 C2-2-2-1

TBT と圧力（CASE2）
図 C2-2-2-3

内圧とキャニスタ表面温度（2） キャスクの種類が異なる場合（CASE3 試験）RC 製キャスクを用いたヘリウム漏えい試験を実施した。図 C2-2-2-4 は、Δ TBT と圧力の関係であり、
図 C2-2-2-5 は、Δ TBT と給気温度の関係である。今回用いた RC 製キャスクでは、冷却空気が直接キャ
ニスタ底部に衝突する流路構造となっていることから、キャニスタ底部は CFS 製キャスクよりも温度が低くなる傾向がある。このため、キャニスタ底部温度からキャニスタ上部温度を引いて求めたΔ TBT は、
CFS 製キャスクとは異なり、マイナスの値となって
図 C2-2-2-2

TBT と給気温度（CASE2）いるが、ヘリウム漏えい時のΔ TBT は、CFS 製キャ
スクの場合と同様に上昇している。なお、この際のウムの対流効果の低減が大きいことからΔ TBT の変化も大きくなり、検知感度が良好になる。ここでは、ヘリウム漏えい後、Δ TBT は約 20 ℃上昇している。
また、図 C2-2-2-3 は、キャニスタ内のヘリウム
圧力とキャニスタ表面温度分布の関係を示したものである。
ここでは、給気温度を 33 ℃に換算した上で比較している。なお、33 ℃は、日本全国で観測された気温を基に求められた設計用外気条件の一例である。それぞれ、加圧（151kPa）では、Δ TBT が 1.8 ℃、通常（56kPa）では、Δ TBT が 17.9 ℃、ヘリウム漏えい（0kPa）では、Δ TBT が 23.9 ℃となっている。この図より、ヘリウムの対流効果が存在することがキャニスタ表面温度の違いから推測される。

90

図 C2-2-2-4 Δ TBT と圧力（CASE3）

ニスタ上部中心の温度は著しく低下することが分かった。そこでキャニスタ底部中心の温度からキャニ
スタ上部中心の温度を引いた値をΔ TBT と定義付けた。ヘリウム漏えい時には、この値は大きく増加することから、Δ TBT の監視がヘリウム漏えい検知に対して有効であることがわかった。また、給気温度が夜間低下する際にもΔ TBT が単調に一定値に向かって上昇する。よって、キャニスタ上部中心、キャニスタ底部中心および給気口の計３箇所の温度情報のみを用いて、キャニスタ内のヘリウム漏えいの早期検知が可能であることが分かった。
なお、本検知手法の特徴は、以下の通りである。
１）キャニスタ内圧を高めるほど検知感度が良好に
図 C2-2-2-5 Δ TBT と給気温度（CASE3）なる。
２）発熱量の小さい長期貯蔵時においても信頼性が高い検知が可能である。

ヘリウム漏えいは、約２時間で 59kPa から１ kPa に３）貯蔵期間による発熱量の低減により、漏えい検

落としており、漏えい率は、3.60 × 10（Pa m 3/s）

知を誤認することはない。なお、本システムで検と大きなものとなっている。よって、キャニスタ内知できる漏えい率の限界値は、約 10 − 3Pa ・ m3/s

部のヘリウム対流効果の減少がキャニスタ表面温度に伝わるまでに時間遅れが生じているが、１日後に
Δ TBT は約８℃上昇している。
C2-2-3と考えられる。
４）流路形状の異なるコンクリート容器でも本手法が適用できる。

結論

本試験において、ヘリウム漏えいが生じると、特にキャニスタ底部中心の温度は著しく上昇し、キャ

電中研レビュー No.52 ● 91

コラム３：除熱性能に優れたコンクリートキャスク蓋部構造の開発
コンクリートキャスクの特徴の一つは、キャスク

つながらない工夫が必要である。一般に、コンクリ

内部に、冷却空気を取り込み、自然対流で内部の熱ートキャスクの給排気口は、ストリーミングを低減の大部分を外部に放出する方式をとっていることでさせるために、屈曲構造となっている。圧力損失のある。これは、コンクリートが金属に比べ、熱伝導観点からは、屈曲構造よりも直線構造の方が望まし率が小さく、使用最高温度が低いため、金属キャス

いが、直線構造では、要求される遮へい性能を満足

クのように、本体胴の熱伝導だけでは、十分な除熱できない場合が多い。

性能が得られないことが原因である。コンクリート

以上述べたように、コンクリートキャスクの除熱

キャスクのメリットである経済性を、より向上させ性能向上の観点から、圧力損失が小さく、遮へい性るためには、遮へい性能の面から、金属キャスクに能も満足する新たな給排気口を開発することは有意

比べ、本体胴の厚さが大幅に増し、全体重量も増加

義である。

しているコンクリートキャスクのコストを少しでも低減することが重要である。そのためには、コンク
リートキャスクの除熱設計の合理化が有効と考えら
れる。

C3-1

新たな排気口設計の概念

従来のコンクリートキャスクの構造を見ると、給排気口の屈曲部を直線構造にすることにより、圧力

4-1 〜 3 節で示されているように、従来のコンクリ

損失の低減を図れることは、容易に発想される。さートキャスクの除熱設計は、安全裕度の少ないもの

らに、排気口については、流路を直角に曲げてキャになっている。これは、コンクリートの物量を少し

スクの側面に付けるのではなく、キャニスタ側面のでも低減させるとともに、構造を簡素化しているこ流路をそのままキャスク上面に向けた方が圧力損失とが大きな要因となっている。

は小さくなる。しかし、このような排気口の形状を

除熱性能を上げるための一つの方法は、冷却空気採用した場合、如何に遮へい性能を満足させるかがの浮力効果を増加させるために、ドラフト高さ（給問題となる。ここで、著者らは遮へい性能を満足さ

排気口の高低差）を高くすることであるが、その分、せる方法として、鋼製の中実棒と高分子材料を入れキャスクの高さが増し、コンクリートの物量も増加

た鋼管を流路内に配列する方法を考案した。鋼製中することにつながってしまう（図 C3-1）。また、も実棒は、ガンマ線遮へい用であり、高分子材料を入う一つの方法は、冷却空気流路の圧力損失をできるれた鋼管は、中性子線遮へい用である。これらの管だけ小さくすることであるが、遮へい性能の低下に群を適切に配置（管の大きさ、数、位置など）する
ことにより、十分な遮へい性能を持たせることが可能である。遮へい性能については、3-4 節に示され給排気口の屈曲を無くして、直線構造にすれば圧力損失が減少するが、遮へい性能が満足されない。

ている通り、実験により検証しているため、本節では、除熱性能についてのみ記述することとする。
さらに、今回提案の構造の特徴は、流路を形成している管群部分を蓋構造の一部としていることと、管群部分を分割式（実験では８分割）にしている点

中性子遮へい材および断熱材

ドラフト高さドラフト高さを高くすると、浮力効果は上がるが、コンクリートの物量が増加する。

高分子材料を含む鋼管（中性子線遮へい用）
鋼製中実棒（ガンマ線遮へい用）
・管群による遮へい構造として、除熱性能と遮へい性能の両立を図る
・蓋構造の一部を構成している・分割方式で、各分割部分ごとに着脱が可能前提条件：
・自然対流に基づく除熱方式
・ファンなどの動的機器を用いない
キャニスタ

図 C3-192

コンクリートキャスクの除熱性能向上に関する課題

貯蔵容器本体図C3-2

流路を曲げずにそのまま上に延ばすことにより、圧力損失を低減させる

新たな排気口設計の概念

にもある（以下、低圧損蓋と呼ぶ）。管群部を本体に組み込むことも可能であるが、蓋部に組み込むことにより、コンクリートキャスク本体胴部の構造を単純化させ、製作を容易にしている。また、分割方
式にすることにより、管群部の一部を取り外してコンクリートキャスク内部（例えば、キャニスタ表面など）の観察（あるいは検査など）が可能な構造となっている（流路が直線的であるため、管群部を外さずに、そのままファイバースコープ等を挿入して内部を観察する場合にも、屈曲構造に比べて、操作性は良い）。
なお、今回の提案では、以下の点に留意が必要で

図C3-4

ある。

管群部の拡大写真

・従来のコンクリートキャスクで、排気口が側面に

4-2 節で述べられているように、今回除熱試験に付いている一つの理由として、屋外に貯蔵された場

使用した二種類のコンクリートキャスクのうち、合に、雨水が内部に入りにくくすることが挙げられ

RC 製キャスクでは、制限値を超えるコンクリートる。今回提案の方式は、屋外に貯蔵した場合には、温度が測定された。従って、RC 製キャスクに対し雨水がそのまま内部に浸入するため、屋外の貯蔵にて、新提案の低圧損蓋を適用して実験することが望は不向きである。従って、基本的には、貯蔵建屋内

ましかったが、すでに試験を終了していたため、に設置される場合を想定している。

CFS 製キャスクを対象に、設計・製作を行った。

・管群構造による流路形状は、給排気口のいずれに

なお、試験の目的が除熱性能であるため、中性子も適用は可能であるが、排気口のみに取り付けるこ線の遮へい体は取り付けなかった（管郡部の鋼管内とで、十分な除熱性能の向上が図れることや、給気には、何も入れず、空気が入った状態である）。

口部分に取り付けるスペースが少ないこと等を考慮し、今回は排気口部分にのみ適用することとした。

C3-3

除熱試験

低圧損蓋を CFS 製キャスクの既存の蓋と交換してC3-2

実験用低圧損蓋の試作

C3-1 節で述べた設計概念に基づき、その除熱性能を検証するため、実験用蓋部を試作した（図 C3-3、4）。製作した蓋部は、4-1 〜 3 節で述べられている実物大コンクリートキャスクによる除熱試験で使用し、取り付け、既存の排気口を塞いで試験を実施した。
試験条件は、通常時（ヒータ出力 22.6kW）を対象とした。
以下に、既存の蓋を付けた場合との比較として、試験結果を示す。

除熱性能を明らかにした。
（1） 冷却空気図 C3-5 に、流路内の冷却空気の軸方向温度分布
6000
内側流路（従来型）
外側流路（従来型）
内側流路（低圧損蓋）
外側流路（低圧損蓋）

高さ（mm）

5000
4000
3000
2000
1000
0

図C3-3

低圧損蓋の全体写真

0

図C3-5

20

40
60
温度（℃）

80

100

冷却空気０°の軸方向温度分布

電中研レビュー No.52 ● 93

を示す。熱遮へい板の内側流路および外側流路の両じとなり、その結果として表面温度の差異が小さく方において、従来型の結果に比べ、温度が低下してなっている。一部、相違が見られる箇所は、キャニいる。冷却空気流量を比較すると従来型では、0.363

スタ蓋部付近で、低圧損蓋の結果の方が温度が低く

kg/s であるのに対して、低圧損蓋では、0.416kg/s

なっている。これは従来型の場合、排気口の屈曲部となり、14.6 ％増加した。一方、排気口での温度分があるため、キャスク蓋部とキャニスタ蓋部の空間布が大きいことと、排気流速も分布があることから、に高温の空気が流れ込み易いのに対して、低圧損蓋

排気温度の設定が困難であることが判明した。排気の場合には、ダクトがストレートなため、この空間

流速や温度の評価は、除熱設計の重要な因子であるに空気が流れ込みにくくなっていることが原因の一ため、今後、評価手法を構築することが必要である。

つと考えられる。

（2） ライナー温度

発熱量が同じで、キャニスタ表面温度も同じである

図 C3-8 は、キャニスタ内部の温度比較である。
図 C3-6 にライナ 0 °の軸方向温度分布比較を示ことから、内部温度も、ほとんど差異は観られない。

す。両方とも上部に向かって、温度差が上昇していくが、低圧損蓋の結果は、従来蓋に比べ、約 10 ℃温（4） 貯蔵容器図 C3-9 に、コンクリート内部（90 °断面）の温度が低下している。

度分布の比較を示す。従来蓋では、排気口内側近傍（3） キャニスタ温度のコンクリート最大温度が 83 ℃であるのに対して、

図 C3-7 はキャニスタ表面の軸方向温度分布である。従来蓋と低圧損蓋で、ほぼ同じ温度分布となっ6000ている。キャニスタ表面温度は、表面での熱流束お

6000
従来型
低圧損蓋

5000

高さ（mm）

よび自然対流熱伝達により決まるが、キャニスタ内部の発熱量が同じであるため、表面での熱流束が同G2（従来型）
G6（従来型）G11（従来型）
G2（低圧損蓋）G6（低圧損蓋）G11（低圧損蓋）

5000
4000
3000
2000

高さ（mm）

1000
4000
0
3000
2000

100
150
温度（℃）

200

0

50

図C3-8

ガイドチューブの軸方向温度

250

1000
0

0

10

20

図C3-6

30

40
50
60
温度（℃）

70

80

低圧損蓋

90

従来型
冷却空気温度
Tin＝ 33℃
Tount＝ 68.9℃
Δ T ＝ 35.9℃

6000

ライナ０°の軸方向温度分布

冷却空気温度
Tin＝ 33℃
Tount＝ 85.1℃
Δ T ＝ 52.1℃

6000

5000

5000

4000

4000

3000

3000

2000

2000

1000

1000

6000
従来型
低圧損蓋

高さ（mm）

5000
4000
3000
2000
1000
0

0

図C3-7

94

50

100
温度（℃）

150

キャニスタ表面０°の軸方向温度

200

0

0
0

500

図 C3-90500

コンクリート内部０°温度分布の比較

低圧損蓋では、この部分の温度が 73 ℃となり、
表C3-1

10 ℃低くなっている。また、長期間のコンクリート
制限温度である 65 ℃を超える領域も少なくなってい低圧損蓋と従来蓋の各部温度および流量の比較る。なお、給気温度を 33 ℃に換算して比較している。
C3-4

まとめ

低圧損蓋（22.6kW） 従来型（22.6kW）
給気温度（℃）

33

コンクリート胴部最高温度（℃）

73（−10）83

蓋部最高温度（℃）

119（−13）132

キャニスタ表面最高温度（℃）

19（−1）

192

キャニスタ表面最低温度（℃）

12（−2）

123

ガイドチューブ最高温度（℃）

228（0）

228

空気温度上昇度（℃）

42（−10）52

冷却空気流量（kg/s）

0.416（＋14.6％）

0.363

表 C3-1 は、圧損蓋と従来型の各部温度および流量の比較を示したものである。低圧損蓋を用いることにより、従来のコンクリートキャスクに比べて、冷却空気流量が 14.6 ％増加し、給排気温度差も低減
することが分かった。
また、コンクリート最高温度も 10 ℃程度低減する（

33）内は、「従来型（22.6kW）」からの差ことから低圧損蓋の除熱性能上の有効性が示された。

電中研レビュー No.52 ● 95

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。

120

第

章

6

使用済燃料の健全性

第６章
原子力技術研究所

発電基盤技術領域

次

上席研究員

笹原

昭博

副所長

上席研究員

松村

哲夫

発電基盤技術領域

主任研究員

名内

泰志

材料科学研究所
原子力技術研究所

使用済燃料の健全性 ● 目

６−１● 20 年間保管した使用済燃料の健全性 ……………………………………………………………………………… 123

６−２●貯蔵中のモニタリング手法の開発 …………………………………………………………………………………… 129―――――――――――――――――――――――

コラム 4 ：中性子によるキャニスタ内ヘリウム漏洩検知の可能性 …………………………………………………………… 134

笹原 昭博（1987 年入所）入所した当初は金属燃料 FBR を用いたマ
イナーアクチニドの燃焼解析や軽水炉の燃焼管理計算などを行った。現在、使用済燃料の高次アクチニド核種や核分裂生成核種の生成
量評価、ペレット酸化挙動・水素移動評価を実施している。今後、基礎的な炉物理挙動か
ら使用済燃料の実際的な臨界管理に至るまでの研究を行って行きたい。
（6-1 執筆）

名内 泰志（1999 年入所）
ウラン酸化物、ウラン-プルトニウム混合酸化物燃料を装荷した軽水炉、及び燃料を貯蔵する燃料プール等での中性子の挙動に関する研究をすすめている。中性子やγ線の計測
技術の工学応用に対しても関心を持って取り組んでいる。
（コラム 4 執筆）

122

松村 哲夫（1977 年入所）
原子力発電所の炉心解析、燃料の高燃焼度
化、MOX 燃料、次世代炉、貯蔵技術など炉心・燃料の解析技術に従事してきた。今後は、より広い視点で、原子力技術、材料技術などに取り組んで行きたい。
（6-2 執筆）６−１

20 年間保管した使用済燃料の健全性

乾式貯蔵方式では使用済燃料の貯蔵雰囲気がヘリウム（1） 外観観察

ガス等の不活性雰囲気に保たれている場合には、燃料の

図 6-1-1 に湿式保管された燃料棒の保管後の外観と集健全性が確保されると考えられるが、実際に長期間貯蔵

合体内の対照位置で照射された燃料棒の保管前の外観をまたは保管した燃料棒に各種試験を実施して燃料の健全示す。保管後の燃料棒の表面には艶がなく、軸方向に燃性を確認することが必要である。本研究では 20 年間湿料の取り扱い時に生じたと考えられる擦れ痕が見られる

式（水雰囲気）または乾式（空気雰囲気）で保管した使が、20 年間の保管による外観の大きな変化は見られない。

用済 BWR-MOX 燃料および乾式（空気雰囲気）で保管した PWR-UO2 燃料を対象に、各種試験を実施し、貯蔵による燃料特性への影響について評価した。

（2） パンクチャー試験（2）
貯蔵中の燃料からの核分裂生成ガス（FP ガス）放出
は燃料棒の内圧上昇をもたらし、燃料棒破損につながる

6-1-1

20 年間保管した使用済 BWR-MOX
燃料の各種試験（1）可能性がある。そのため湿式保管した燃料棒の保管前後の FP ガス放出率の測定を行った（表 6-1-1）。保管前後の比較では対称位置でほぼ一致する結果となっており、本試験で用いた BWR-MOX 燃料は、初期プルトニウ

保管中に FP ガスの有意な放出が生じた可能性は低いとム富化度が 2.7wt ％で、欧州の商用 BWR で燃焼度 18 〜判断される。また、カプセル中で保管した短尺燃料につ22MWd/kgHM まで照射したものである。試験ではこれいても雰囲気ガスの組成分析を行い、同様な結果となっらの燃料棒のうち５本を用いた。このうち３本は燃料棒た。

の状態で湿式（水プール）で 20 年間保管され、残り２本は短尺に切断された後、空気雰囲気のカプセルに密封（3） ペレット金相観察（2）し 20 年間保管（乾式保管）された。両燃料ともに 20 本

金相写真によって燃料組織の観察と酸化膜厚さの測定程度で保管されたため、保管初期温度は実際の貯蔵条件を行った。図 6-1-2 に空気雰囲気で 20 年保管した燃料に比較すると低かったと予想される。燃料集合体中で湿棒のマクロ金相写真を示す。ペレットにはクラックが入式保管された燃料と対照な位置で照射された燃料についっているが、20 年保管による金相の大きな変化は見らては、保管前に各種試験が実施されており、保管前後のれない結果となった。

燃料の特性について直接比較を行った。乾式保管された被覆管内側および外側酸化膜についても金相観察を行

短尺燃料については同一の燃料について保管前後の試験った結果、被覆管の外側は均一な酸化膜に覆われており、結果の比較を行い、20 年間の保管による影響の検討を

平均 2 〜 3 μ m の厚さであった。ノジュラー腐食厚さは行った。

30 〜 35 μ m で、内側酸化膜厚さは 1 〜 15 μ m であった。

被覆管

被覆管

（a） 保管前

図6-1-1（b） 保管後湿式保管した燃料棒の外観の比較

電中研レビュー No.52 ● 123表6-1-1

核分裂精製ガスの放出率の測定結果

湿式１

A

湿式２

D

保管後

保管前

保管後

保管前

21.4

燃焼度（MWd/kgHM）＊
FPガス放出率（％）

18.2
12.4

12.9

14.0

乾式１

乾式２

保管後 保管前
21.0

保管前

保管前

17.9

22.1

14.8

11.1

14.7

湿式３

燃料棒
保管前または保管後

13.8

16.0

B

A、D、Bは燃料集合体中で湿式保管燃料と対称な位置で照射された燃料を示す。

めにプルトニウムとウランの拡散が生じて、ペレット周辺領域に見られたような組織構造が消滅し、結晶粒径が全体的に均一な組織となっている。
以上の金相観察の結果をまとめたものを表 6-1-2 に示す。これらの観察結果から、今回の低燃焼度 BWRMOX の場合には 20 年保管によるペレット組織構造などに顕著な変化は見られない結果となった。
2.5mm

図6-1-2（4） ペレット密度測定

短尺燃料棒の金相観察MOX 燃料では貯蔵中に高次アクチニドの崩壊によりヘリウムがペレットに蓄積し、ペレットの膨張（スエペレット組織について、図 6-1-3 に例として 20 年保リング）が生じると燃料破損に至る可能性がある。その管前後におけるペレット周辺領域の燃料組織の金相を示

ため湿式または乾式で保管されたペレットについて密度す。ペレット周辺領域では比較的大きな結晶粒（プルト測定を行った。図 6-1-4 に文献データと比較した結果をニウム領域）を小さな結晶粒（ウラン領域）が取り囲む示す。本試験で得られたペレット密度は文献データとほ構造をしており、製造時の組織構造に近いものとなってぼ同等の範囲内にあり、20 年保管による密度の変化はいる。ペレット中心領域についても同様な観察を行い、少ないと判断される。

ペレット半径の 1/2 から中心領域にかけては、高温のた

40μm

50μm

（b） 20年保管後（a） 保管前

図6-1-3

BWR-MOX燃料のペレット周辺部の金相

表6-1-2内側酸化膜 ペレット／被覆管ギャップ
（μm）
（μm）

結晶粒径
（μm）

試料

燃焼度
（MWd/kgMH）

外側酸化膜
（μm）

保管前

26.7

ノジュラー：−
均一：2-46-12

40、30、25、
45

中心：8、中央：16、
周辺：4

空気保
管燃料 保管後26.5

ノジュラー：30-35
均一：2-3

1-15

10-85
平均：40

中心：7、中央：7.5、
周辺：3

保管前

26.4

ノジュラー：−
均一：2-4

6-14

25、25、15

中心：10、中央：14、
周辺：−

燃料

124

ペレットの金相観察結果のまとめ

（2） ペレットの金相観察

1000.1％（ΔV/V）（MWd/kgHM）
ペレット密度（％TD）

ペレットの組織観察のために燃料棒の最高燃焼度位置

本試験結果
UO2
MOX

98

および最大酸化膜厚さ位置より採取した試料について金相観察を実施した。ペレットの割れは基本的にはペレッ96

トの径方向にあり、また、ペレットには製造時に使用したポアフォーマによって生成したと考えられる大きなポ

94

アが認められた。結晶粒は製造時に比較するとやや変化92をしていたが全体的には大きな変化はなく、照射中に特0.05％（ΔV/V）（MWd/kgHM）
90に高温の履歴は経験していないと思われる。ペレット中
0

10

20
30
燃焼度（MWd/kgHM）

40

50

央部分では、結晶粒径の増大が認められ、結晶粒径は約6 μ m であった。ペレット周辺部では空孔率が高く、リ

図6-1-4

ペレット密度の文献値との比較（3）

ム組織が見られた。

（3） 被覆管酸化膜および水素濃度と水素配向分布測定

6-1-2

20 年間保管した使用済 PWR-UO2
燃料の各種試験（1）

最高燃焼度位置の被覆管内側酸化膜厚さを図 6-1-6 に示す。酸化膜厚さは約 10 μ m であった。
図 6-1-7 に最高燃焼度位置および最大酸化膜厚さ位置

本試験で用いた PWR-UO 2 燃料は欧州の商用 PWR でにおける 0 °、180 °方向の被覆管試料の水素化物分布を

燃焼度約 58MWd/kgHM まで照射された後、約 20 本程示す。水素分析の結果、最高燃焼度位置の試料で度が小型金属キャスクで空気雰囲気で 20 年間保管され56ppm、最大酸化膜厚さ位置の試料で 122ppm となった。

たものである。そのため保管開始時の燃料温度は実際の水素化物の方位が径方向に配向した場合、燃料被覆管の貯蔵燃料よりも低温であった予想される。本燃料棒につ

機械的強度の劣化につながる。そのため図 6-1-7 の被覆

いては文献データとの比較を行うことで 20 年保管の影

管の金相写真中の全ての水素化物について JIS の測定方

響について検討した。

法に従って水素化物方位の測定を実施し、水素化物方向性係数 Fn 値（管半径方向に対し 40 °以内の角度を持つ（1） 外観観察とパンクチャー試験

板状水素化物の数の観察した板状水素化物の総数に対す

図 6-1-5 に 20 年保管後の被覆管の外観を示す。被覆る比）を求めた。

管表面は薄い酸化膜に覆われており、燃料棒の引き抜き

表 6-1-3 に測定した水素化物総数、半径方向から 40 °や挿入で生じたと思われる軸方向の線が見られる。全体以内の角度を持つ水素化物の数を示す。また、製造時にとして特に異常は認められない。渦電流法による燃料棒取得されたデータも合わせて表に示す。求まった Fn 値

軸方向の酸化膜厚さの測定から、最大酸化膜厚さは約は 0.16 〜 0.29 の範囲内にあり、被覆管製品に対する JIS

30 μ m であった。また、パンクチャー試験を実施し、規格（≦ 0.45）を満足する値となっている。製造時のデFP ガスの放出率は約 2.2 ％であった。

ータと比較すると本試験結果の Fn 値はやや大きくなっ

燃料

被覆管

被
覆
管
40μm

図6-1-5被覆管の外観観察

図6-1-6

20年保管後の被覆管内側酸化膜

電中研レビュー No.52 ● 125100μm100μm（b） 180°
方向（a） 0°方向（1） 最高燃焼度位置

100μm

100μm

（b） 180°
方向（a） 0°方向（2） 最大酸化膜厚さ位置

図6-1-7被覆管中の水素化物の分布

しかし、変化自体は非常に小さく、Fn 値も製造時の JIS
表6-1-3被覆管の水素化物方位の測定結果

管半径方向に対し40℃以内 観察した水素
観察位置 の角度を持つ水素化物の数 化物の総数
27
（a）
176
32
（b）
146
33
（c）
114
17
（d）
100
製造時
JIS H4751

Fn値
0.16
0.22
0.29
0.17
0.118/0.163＿ 0.45＜規格に比較して十分小さいため、燃料の健全性には影響は与えないと評価される。

（4） 被覆管の引張試験（5）20 年保管による燃料被覆管の機械的特性への影響を調べるために被覆管の引張試験を実施した。図 6-1-8 に試験結果と文献値とを合わせて示す。0.2 ％耐力についている領域もあり、水素化物配向に若干の変化が生じてては文献値は照射に伴い耐力がやや増加し、また温度のいる。ジルコニウム合金中の水素化物は析出時（例えば、上昇に伴い減少する傾向を示すが、本試験結果も類似被

温度の降下時）に有る程度の引張応力が負荷されると、覆管の結果との比較から文献値と同様の温度および照射

引張方向に垂直に析出することが知られている。本試験による挙動を示している。

の被覆管においても同様の事象が生じた可能性がある。

引張強さについては文献値は照射に伴い引張強さがや被覆管の周方向応力については、照射中は燃料棒内圧よや増加し、また温度の上昇に伴い減少する傾向を示す。

りも外圧の方が大きいために、引張応力は負荷されても本試験結果は温度については同様の挙動を示すが、照射非常に小さい。一方、保管中は外圧が大気圧のために燃の影響については未照射材と顕著な変化は見られず、こ料棒内圧が直接的に周方向引張応力として作用する。本

れは試験試料のバラツキ等によるものと考えられる。

試験燃料棒の内圧はパンクチャー試験結果から 4.58MPaと測定されており、これを被覆管の貯蔵中の上限温度（5） 水素移動試験と計算評価（6）380 ℃での周方向応力に換算すると約 80N/mm 2 程度と貯蔵中の使用済燃料は温度が次第に低下する。その際なる。応力レベルとしては水素化物配向が緩やかに変化に燃料被覆管中に固溶していた水素が軸方向の温度勾配する領域に相当する （4）。従って、本試験で見られた水によって被覆管の低温領域に熱拡散し、固溶限を越えた

素化物配向の変化は、長期間保管中に燃料棒内圧による場合には水素化物として析出することによって燃料の機被覆管周方向引張応力が負荷された状態で、被覆管が次

械的健全性に影響を及ぼす可能性がある。そのため燃料第に冷却されて水素化物が再配向析出したと考えられる。

被覆管軸方向の水素の移動を評価する水素の再分布試験

1260.2％耐力（kg/mm2）95

低Sn管（室温）

120

類似被覆管（385℃）

低Sn管（385℃）

本試験結果（385℃）

高性能
（従来Sn
（室温）
）

従来Sn管（室温）

高性能
（従来Sn
（385℃））

従来Sn管（385℃）

NO 1G 13
（従来Sn（385℃））

70
45

100
引張強さ（kg/mm2）

類似被覆管（室温）

120

80
60
40
20

20
0
0

1

2
3
4
5
6
7
8
高速中性子照射量（x1021n/cm2）

図6-1-8

9

0

10

0

1

2
3
4
5
6
7
8
高速中性子照射量（x1021n/cm2）

9100.2％耐力と引張強さの文献値との比較
表6-1-4

試験から求まった輸送熱を実施し、温度勾配下で水素の移動に関係する輸送熱を輸送熱（Q*）（kcal/mol）

試料番号

求めた。
試験に用いた照射した被覆管試料の水素量は 65ppm
および 110ppm であった。また、参照用として予め約

未照射材

1
2

4.5
7.1

照射材後20年
保管

1
2

17.7
10.6

64ppm および約 110ppm の水素を吸収させた未照射被覆
管２試料についても試験を行った。

未照射材の水素量は比較的ばらつきが大きいが、求まっ試験では試料の一方を 380 ℃、他方を 340 ℃に加熱し、た輸送熱の値は文献（7）による報告値と同程度の値とな試料全体を断熱材で覆って平衡状態まで加熱を保持した。

った。また、未照射材に比べて照射して 20 年間保管し試料の温度分布は熱電対で測定した。図 6-1-9 に試験終た燃料被覆管の輸送熱は２〜３倍大きい結果となった。

了後、被覆管を 5mm 毎に切断して、分析で求まった水

これらの輸送熱を用いて、PWR 燃料棒の軸方向の水素濃度を示す。水素は 380 ℃の高温の部分から 340 ℃の素量の時間変化の解析を実施した。評価では文献（8）の低温の部分へ顕著に移動していることがわかる。また、PWR 燃料のヘリウム雰囲気中における燃料温度分布と未照射被覆管に比べ 20 年保管した被覆管では水素の移

初期水素濃度分布を用いた（図 1-6-10）。また、拡散係動量が大きくなる傾向を示している。この水素分布と水数、水素の被覆管への固溶限は文献中の評価式を用いた。

素の熱拡散の式を利用することで水素の輸送熱を求めた。

計算は軸方向１次元、燃料棒長さは 3.7m とした。計算

表 6-1-4 に水素移動試験から求まった輸送熱を示す。

で求まった 40 年間乾式貯蔵した場合の燃料棒軸方向の

未照射試料

100

340℃

380℃

20年保管試料

140

380℃

340℃

初期分布

初期分布

120
水素濃度（ppm）

水素濃度（ppm）

80
100

60
40
20
0

80
60
40
20

0-5
5-10 10-15 15-20 20-25 25-30
被覆管端部（380℃）からの距離（mm）

図6-1-900-5
5-10 10-15 15-20 20-25 25-30
被覆管端部（380℃）からの距離（mm）

水素移動試験片の測定で求まった水素濃度

電中研レビュー No.52 ● 127

500

650

燃焼後20年保管の輸送熱
未照射材の輸送熱

350

400

300

550

200

500

100

450

初期水素分布（ppm）

600
温度（K）

初期水素分布（ppm）

500

300
250
200
150
100

0

0

400
50 100 150 200 250 300 350 400
燃料棒上端からの位置（cm）

図1-6-10計算に用いた初期水素濃度
および温度分布0050 100 150 200 250 300 350 400
燃料棒上端からの位置（cm）

図1-6-11

40年間乾式貯蔵した場合の計算で求まった燃料棒の水素分布

水素濃度分布の計算結果を図 1-6-11 に示す。本計算でび 20 年間乾式保管した PWR-UO2 燃料を対象に乾式貯蔵は実験で得られた輸送熱のうち、未照射被覆管データの時の燃料の健全性を調べるために種々の試験を実施した。

最小値と 20 年保管被覆管データの最大値を用いた。計本試験から 20 年保管による核分裂生成ガスやヘリウム

算結果から、いずれの場合においても水素濃度分布は全ガスのペレットからの新たな放出や酸化膜厚さの増加、体的に初期水素分布からの変化は小さく、今回得られた

燃料組織変化等はみられない結果となった。被覆管につ輸送熱の差異による影響は少ないと判断される。被覆管

いても 20 年保管による機械的強度への影響も少ないと両端部では 20 年保管燃料の輸送熱を用いた場合に水素判断される。本試験で用いた燃料棒は保管初期の燃料温量がやや増加する傾向が見られるが、その変化は少ない

度は実際の貯蔵条件に比べて低いと思われるが、20 年結果となった。

間という時間経過が燃料特性に与える影響は少ないと判断される。被覆管の軸方向の水素移動についても初期水

6-1-3

お わ り に素分布からの変化は小さく、水素移動による燃料被覆管への健全性に与える影響は少ない結果となった。

20 年間乾式または湿式保管した BWR-MOX 燃料およ

128

６−２

貯蔵中のモニタリング手法の開発
料被覆管の破損の検出が可能となる（図 6-2-1）。

貯蔵容器（キャニスタ）で使用済燃料を乾式貯蔵する
場合には、使用済燃料の状態を直接、目視等で観察する事が困難である。使用済燃料中に蓄積した Kr-85 ガスは、

6-2-2

使用済燃料が破損した場合にはキャニスタ内に拡散する

模擬試験による Kr-85 の定量限界
曲線の導出

ため、Kr-85 から放出されるγ線を貯蔵容器外から検出出来れば燃料健全性を貯蔵容器の密封性を担保したまま

燃料被覆管の破損の検出を目的として、Kr-85 の存在確認する事が可能となる。

量の定量化を行うためには、Kr-85 の 514keV のγ線を

本節では、燃料破損の検出限界およびキャニスタの実

他のγ線と区別して検出する必要があるが、陽電子消滅

設計を踏まえた本モニタリング手法の適用性についての時のγ線は 511keV とエネルギー的に近く、この陽電子検討結果を紹介する。

消滅γ線との弁別が重要となる。このため、図 6-2-2 に示す様な模擬キャニスタを製作し、Kr-85 のγ線の定量
限界曲線を導出した。

6-2-1 モニタリング手法の概念

図 6-2-3 に、高分解能の Ge 半導体検出器（FWHM:
1.84keV for 1333keV）を用いた、γ線の測定例を示す。

コンクリートキャスクでは、使用済燃料を収納したキャニスタを溶接により密封するため、使用済燃料の状態「Kr-85 の 514keV ピーク計数値」、「514keV と 511keV のを直接、目視等で観察する事が困難である。核分裂生成

γ線ピーク比」、「514keV でのピーク計数と 514keV 付物（Fission Products: FP）の１つである Kr-85（希ガス）

近の散乱γ線（ベース計数）比」をパラメータとして、は燃料の核分裂に伴い燃料ペレット内に生成・蓄積する。

試験データの定量誤差と統計計算で予想される定量誤差

希ガスは移動性が高いため、生成した Kr-85 の数％程度を考え合わせると、Kr-85 の定量誤差（Dt）は以下の式

が燃料ペレット内から移動し、燃料棒内に蓄積されていで計算できることが分かった。

る。このため、燃料被覆管に破損（リーク）が発生した
場合には、燃料棒内に蓄積されていた Kr-85 ガスはキャニスタ内部に拡散すると予想される。Kr-85 は 514keVのγ線を放出する半減期 10.72 年の放射性物質であるた

Dt ：定量誤差（統計計算誤差）

め、キャニスタ外部から Kr-85 のγ線を計測すれば、燃Ｓ：ピーク計数値

Ge半導体γ線検出器

一次蓋

水抜き穴等

使用済燃料貯蔵容器（キャニスタ）

使用済燃料

燃料破損

Kr-85ガス

図6-2-1γ線

コンクリート
遮蔽体

Kr-85を用いたモニタリング手法の概念

電中研レビュー No.52 ● 129

検出器遮へい（内部にGe検出器）

コリメータ

模擬キャニスタ

測定体系ベース

図6-2-2 モニタリング模擬試験装置（写真）
5000
4500
消滅γ線（511KeV）COUNT/CHANNEL

4000

Kr-85からのγ線（514KeV）

3500
3000
Data
Function

2500
2000
1500
1000
500
0
1951 1971

1991 2011 2031 2051 2071 2091 2111
CHANNEL2131

図6-2-3 モニタリング模擬試験でのKr-85（514keV）γ線の測定例

Ｂ：ベース比［（514keV 付近の散乱γ線）/

ク計数値を計算した結果である。

（514keV）］
Ｐ：ピーク比［（511keV）/（514keV）
］

6-2-4

実キャニスター設計への適用

ｕ：ピーク比補正係数（0.0116）
ｇ：ピーク比補正係数相対誤差（25 ％）

実際に設計検討されているキャニスタ構造（PWR 燃料、21 体収納）を対象に、Kr-85 からのガンマ線を高感度に測定する方法を検討した。検出位置からキャニスタ

言えるものである。図 6-2-4 は上記の計算式を用いて、内の空間（Kr-85 を含む）を出来るだけ多く見込み、使定量誤差（1 σ）を 20 ％にするのに必要な 514keV ピー

用済燃料などからのγ線を低減するため、使用済燃料がKr-85（514ieV）γ線計数値

この定量誤差計算式は「定量限界曲線」の決定方法と

1.E＋05ベース比：100
1.E＋04ベース比：60

1.E＋03ベース比：30
ベース比：101.E＋02ベース比：3ベース比：1

1.E＋01
1.E＋00ベース比：00

図6-2-4

130

10
20
30
40
50
60
消滅γ線ピーク比（511keV/514keV）

70

各種条件におけるKr-85γ線の必要計数値「定量限界曲線」

無いキャニスタ周辺部に蓋部に貫通しない専用孔を設け6-2-5る方式を評価対象とした（図 6-2-5）。使用済燃料など

実キャニスター設計における Kr-85の検出性能からのγ線の多くはキャニスタ蓋で遮蔽される。専用孔
取り付け後の、キャニスタ蓋の機械的な健全性を確認す

先の定量検出曲線を用いて、Kr-85 のγ線の検出性能るために、構造強度健全性の評価上厳しいとされる輸送を解析的に検討した。モニタリングでは Kr-85 ガスから中の 0.3m 垂直落下および 9m 垂直落下事象を選定し、構の信号γ線と、妨害γ線として専用孔付近で発生する散造強度解析コード ABAQUS を用いて解析を行った。こ乱γ線及びキャニスター底部で発生する陽電子消滅γ線の結果、落下事象での応力はキャニスタ蓋上の密封リンが検出される（図 6-2-5）。これらの妨害γ線が存在する

グ部分に集中するため、専用孔位置で応力は少なく、専場合でも、燃料棒 1 本中の Kr-85 ガスの 10 ％以上の放出用孔を取り付けても、キャニスタ蓋の構造健全性およびがあれば、Kr-85 ガスからの信号γ線を妨害γ線の中か

密封性に問題の無いことを確認した（図 6-2-6）。

ら判別する事が出来るため、燃料棒の破損の検出が可能である事が判った（表 6-2-1）。燃料被覆管が破損した場合でも、燃料中に蓄積した Kr-85 ガスの大部分は燃料ペレット内に保持され、蓄積量の数％がキャニスタ内に放出されると考えられるため、燃料棒 1 本中の Kr-85 ガ

キャニスタ

スの 10 ％以上の放出量は、数本の燃料棒の破損に対応

バスケット

ベント

すると考えられる。

吊金具

6-2-6

中間貯蔵施設でのモニタリング手順

コンクリート・キャスク貯蔵では、中間貯蔵施設への搬入時、搬出時にはキャニスタを専用の輸送容器で輸送
燃料
集合体

専用孔

するため、中間貯蔵施設で詰め替え作業が必要である

ドレン（図 6-2-7）。このため、中間貯蔵施設から再処理施設へ
Ge
検出器の搬出検査の際に、本モニタリング手法を、ハンドリン
グエリアで適用する事が可能である。モニタリング手順

コリメータを検討した結果、約 1 日の測定でモニタリングが可能で密封
リングある事が分かった。また、モニタリング装置の費用は約
半貫通孔１億円、モニタリングに掛かる費用は１回約 100 万円と
Kr
か
ら
の
γ
線
を
測
定
で
き
る
空
間

燃料集合体

バスケット

見積もられる。

6-2-7 ま と め
貯蔵容器（キャニスタ）で使用済燃料を乾式貯蔵する
場合には、使用済燃料の状態を直接、目視等で観察する事が困難である。使用済燃料中に蓄積した Kr-85 ガスは、

陽
電
子
消
滅
線
等

キャニスタ

底板

図6-2-5

実用化の検討に用いたキャニスタ設計例

使用済燃料が破損した場合にはキャニスタ内に拡散する
ため、Kr-85 から放出されるγ線を貯蔵容器外から検出出来れば燃料健全性を貯蔵容器の密封性を担保したまま確認する事が可能となる。
Kr-85 ガスを用いた模擬装置を用いた試験により 、

電中研レビュー No.52 ● 131キャニスタ中心軸

キャニスタ蓋部

10mm

検出孔位置

図6-2-6９m頭部垂直落下時の応力コンター図（一次応力）

表6-2-1

検知可能なKr-85ガス量の推定

Kr-85放出量

7.09E＋09

7.09E＋10

7.09E＋11

（破損率）

１本の１％

１本の10％

１本の100％2.98E−03

2.98E−03

2.98E−01514keVピーク計数）

2.98E＋01

2.98E＋02

2.98E＋03

消滅γ線ピーク比2.52E＋02

2.52E＋01

2.52E＋00

散乱γ線ベース比

1.13E−02

1.13E−03

1.13E−04×◎◎

514keVピーク計数）

2.98E＋02

2.98E＋03

2.98E＋04

消滅γ線ピーク比2.52E＋02

2.52E＋01

2.52E＋00

散乱γ線ベース比

1.13E−02

1.13E−03

1.13E−04×◎◎

514keVピーク計数）

2.98E＋03

2.98E＋04

2.98E＋05

消滅γ線ピーク比2.52E＋02

2.52E＋01

2.52E＋00

散乱γ線ベース比

1.13E−02

1.13E−03

1.13E−04×◎◎

514keVピーク計数率
測定時間

約３時間（10,000秒）

定量可否
測定時間

約28時間（100,000秒）

定量可否
測定時間

約280時間（1,000,000秒）

定量可否

Kr-85 から放出されるγ線と使用済燃料からの妨害γ線

搬出前検査に適用する手順を検討した。コンクリートキとを分離して検出出来る事を確認し、燃料破損を検出出ャスク貯蔵では、搬出時にキャニスタを輸送キャスクに来る測定限界を定量的に明らかにした。

詰め替える必要があるため、詰替エリアでの搬出前検査

実際に設計検討されているキャニスタ構造（PWR 燃が考えられる。本モニタリング装置の概念と運用方法を

料、21 体収納）を対象に、Kr-85 からのガンマ線を高感検討し、搬出前検査では概ね１日の作業で実施出来ると度に測定する方法を検討し、非貫通の検出孔を設ければ、の見通しを得た。

燃料棒１本中の Kr-85 ガスの 10 ％以上の放出量があれば、燃料棒の破損の検出が可能である事が判った。
本モニタリング手法を中間貯蔵施設での使用済燃料の132

今後、本モニタリング方式の有効性を示すことにより、実用化を進める。

貯蔵建屋
貯蔵エリア

ハンドリングエリア
キャニスタ輸送キャスク検査室
キャニスタ輸送キャスク
保護室

詰替装置

天井クレーン操作範囲
モニタリング検査位置

図6-2-7

コンクリートキャスクの中間貯蔵施設の全体配置図（平面図）とモニタリング
検査の適用位置

電中研レビュー No.52 ● 133コラム４：中性子によるキャニスタ内ヘリウム漏洩検知の可能性
はじめに

図２に示す。誤差はモンテカルロ法の統計誤差でキャニスタに封入されたヘリウムの圧力は、キある。コリメータ等の利用により、使用済燃料か

ャニスタに貯蔵した燃料の発熱に依存する。燃料らの妨害中性子の影響を受けることなく、中性子の情報が不確かな条件でキャニスタからのヘリウ

束が N の増加に対しほぼ線形に減少することがわ

ムの漏洩を検知するには、ヘリウムの密度を測定

かった。これは中性子とヘリウムの相互作用が小することが有効、と考えられる。

さく、（1）式を N に関してテイラー展開した一次重量の大きい金属容器に密閉されたヘリウムの項までの式で透過率を表現できることによる。

密度を測定するために、中性子の利用を考える。
中性子がヘリウム中を衝突せずに距離 L を透過する（2）

確率は、ヘリウムの数密度 N とミクロ断面積σt を用い、以上によりヘリウム密度が測定可能で、漏洩検知に利用できる見通しが得られた。
（1）

中性子透過法は感度の点から、密度 N の小さい気体に対しては殆ど利用されてこなかった。しかであらわされる。エネルギーが既知の中性子の透し、キャニスタのような 4m 超の空間を利用すれば、

過率 P を測定すれば、N を絶対値で求めることが可気体といえども中性子透過法が成立し得る。

能となる。
中性子の透過率 P によりヘリウムの密度 N を測中性子検出器定するには、キャニスタを中性子源と中性子検出

コリメータ

器で挟む必要がある。また本手法が有効となる条

コンクリート上蓋

件は、ヘリウムの数密度 N に対する透過率 P の感度が大きいことであるが、気体は密度が小さいので、L を増加させて P の感度を上げる必要がある。

キャニスタ上蓋一方で、キャニスタの外部で中性子を測定する場

キャニスタ

半貫
通孔

合、使用済燃料から発生する中性子が測定の妨害

バスケット

中性子

になる可能性がある。感度の良好化と妨害中性子

使用済
燃料集合体

の除去のため、6-2 節の燃料健全性検査法のためにキャニスタ上蓋部内側に設けた「半貫通孔」と

約4.5m
He雰囲気

「キャスク上蓋に設けたコリメータ機構」を利用する。図１に示すように、6-2 節での Ge 検出器配置位
置に中性子検出器（有機液体シンチレータ等）を配置する。キャスクの底部に 252Cf などの中性子源を配置し、ヘリウムで満たされた長さ 4.5m の空間中性子源、252Cf等

を中性子源と検出器ではさむ。この体系では、使用済燃料集合体で発生する中性子はキャニスタと図１

キャスク上蓋で遮蔽され、検出器はコリメータに本概念に関して、計算機実験を行った。米国ロ
スアラモス国立研究所で開発された MCNP コード
を用い、中性子源から検出器に至る中性子束の、ヘリウム密度による変化を計算した。使用済燃料を初期 235U 濃縮度５%、燃焼度 55MWd/t、冷却 10
年の PWR 燃料 21 体とし、測定用の中性子源を放射能 1GBq の 252Cf とした。ヘリウムの密度を 0.0446,
0.0670, 0.0892mol/Î（気圧で 1、1.5、2atm に相当）とした。エネルギー 2MeV 以上の高速中性子束を

134

中性子束（n/cm2/s）

より、中性子源のみを視野に納める。

中性子の透過率測定を用いたキャニス
タ内部ヘリウム密度測定法の概念図
4.20
4.15
4.10
4.05
4.00
3.95
3.90
3.85
3.80
0.04

図２

0.05 0.06
0.07
0.08
ヘリウムガス密度（mol/l）

0.09

ヘリウムの密度の差異による透過中性子束の変化

第章

7

コンクリートキャスク
実用化研究の将来展開（実用化へのシナリオ）

第７章

コンクリートキャスク実用化研究の将来展開（実用化へのシナリオ） ● 目

次

材料科学研究所

機能・機構発現領域

上席研究員

新井

拓

材料科学研究所

機能・機構発現領域

主任研究員

谷

純一

地球工学研究所

バックエンド研究センター

主任研究員

亘

真澄

地球工学研究所

バックエンド研究センター

上席研究員

竹田

浩文

重点課題責任者

研究参事

三枝

利有

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
地球工学研究所

７−１

キャニスタ材の大気応力腐食割れ対策・評価 ………………………………………………………………………… 137

７−２

コンクリートキャスク長期健全性実証試験 …………………………………………………………………………… 144

７−３

コンクリートキャスクの耐震試験 ……………………………………………………………………………………… 145

新井拓（98 ページに掲載）（7-1-1 執筆）

亘真澄（60 ページに掲載）（7-1-2 執筆）

三枝 利有（８ページに掲載）

純一（98 ページに掲載）（7-1-1 執筆）

竹田 浩文（60 ページに掲載）（7-1-3 執筆）

白井 孝治（８ページに掲載）（7-2 執筆）136谷（7-3 執筆）７−１

キャニスタ材の大気応力腐食割れ対策・評価
ナトリウムであり溶質の約 80%となっている。塩化ナト

7-1-1

応力腐食割れ発生・破断試験評価

リウムに次いで多いのが塩化マグネシウムであり約 10%の組成比である。塩化ナトリウムは常温から 100 ℃の範ステンレス鋼の大気応力腐食割れ（SCC）は金属表面囲において、温度によらず相対湿度 75%程度で潮解するに付着した海塩粒子が大気中の湿分によって潮解し、表が、塩化マグネシウムの潮解湿度は温度上昇によって若面が濡れることによって発生すると考えられるため、干低下するものの 30 〜 40%の範囲である。つまり、海100 ℃以上であれば SCC は発生しないものと予想される。

塩が濡れる湿度を決定するものは塩化マグネシウムと考貯蔵開始直後のキャニスタ表面温度はいずれの部位でもえてよい。つまり図 7-1-3 において 35%程度を境として、

100 ℃を超えると予想されるが、使用済燃料の冷却に伴キャニスタ表面が濡れる期間と乾いている期間が存在す

いキャニスタ表面温度も低下する。キャニスタ表面温度

ることになり、SCC 発生の可能性が生じるのは表面がは下部の方が低温であるので、貯蔵期間内に SCC の発

濡れている期間のみであると考えられる。

生が懸念されるのは底部に近い部分である。キャニスタ

図 7-1-3 に従えば、キャニスタ表面温度の低下に伴っの胴は板を曲げて加工するため縦方向溶接があり、また、て表面が濡れる時間割合は増加することになる。このた底部においては底板と胴をつなぐ周方向溶接および、周め、低温側で SCC が発生しなくなる温度境界があるか方向と縦方向の溶接が重なる部分もある。このような溶否かを調べる必要がある。以上述べたことをキャニスタ

接残留応力が生じる箇所で SCC が発生する可能性があ80

大気に含まれる湿分、すなわち絶対湿度は昼夜の変化もあるが季節によって大きく変化する。図 7-1-1 は敦賀測候所において 1991 年から 2003 年にかけて観測された
毎時気温および相対湿度より求めた絶対湿度の時間変化である。キャニスタ表面温度の時間変化をたとえば図キャニスタ底部表面温度 / ℃

る。
70
60
50
40
30

7-1-2 のように仮定すると、図 7-1-1 の気象データと合わ
20

せることによって図 7-1-3 に示すようなキャニスタ表面の相対湿度の時間変化が得られる。海水の主成分は塩化

ある時期以降の貯蔵期間

図7-1-2単純化したキャニスタ表面温度の時間変化（詳細な解析データではない）

30

20
15
10
5

0
1991/01/01

1994/01/01

1997/01/01

2000/01/01

2003/01/01

年月日

図7-1-1

敦賀測候所毎時気象データより求めた1991年
から2003年までの絶対湿度の時間変化

キャニスタ底部表面の相対湿度（%）

絶対湿度 / g･m-3

25

60
50
40
30
20
10
0
ある時期以降の貯蔵期間

図7-1-3

キャニスタ表面の相対湿度変化のイメージ

電中研レビュー No.52 ● 137

を行った。図 7-1-5 はキャニスタ候補材の SUS329J4L

塩が乾燥し
SCCは生じないと YUS270 をそれぞれ溶接残留応力相当の荷重で保持し、

温度

SCC発生の可能性がある領域

表面には実環境で想定される以上の 10g/m2 as Cl の海塩を付与し、13,000h 試験した後に撮影した試験片表面の写真である。いずれの試験片においても錆の発生もき

100℃
SCCが発生しない裂の発生も認められないため、100 ℃以上においては
SCC が発生する可能性は極めて低いことが示された。

T3
領域１

領域２

領域３

貯蔵時間

次に領域２においては前述の通り、図 7-1-6 に示されるような表面相対湿度の時間変化が生じる。図中におけ

貯蔵開始る海塩が濡れる積算時間（濡れ時間）を求め、5-3 節の
図7-1-4

キャニスタ表面の温度に基づく
SCC評価の考え方

図 5-3-6 に示したような長時間 SCC 試験による SCC 破断時間と比較し、SCC 破断時間が濡れ時間を上回ることが確認できれば領域２において SCC が発生する可能性の貯蔵期間全体にまとめ直したものが図 7-1-4 である。

は極めて低いものと推定される。なお、試験片の板厚が図において、領域１の 100 ℃以上において SCC が発生

２ mm であるので、試験片破断時間は SCC 発生時間としないこと、領域２で示した時間内に SCC が発生しな

工学的にはほぼ同等であるとみなすことができる。今後、

いこと、領域３で示す SCC が発生しない温度域が存在

濡れ時間の試算と、図 5-3-6 よりも長時間の SCC 試験デー

することがそれぞれ確認できれば貯蔵期間内においてタを取得することによって評価を進める予定である。

SCC によってキャニスタが損傷する可能性は十分に低いことが示される。

最後に SCC が発生しなくなる領域３の上限温度の評
価について述べる。SCC は塩化物による孔食もしくは

まず高温域の領域１において SCC が発生しないこと

海塩粒子および堆積物によるすき間腐食が起点となってを調べるために 100 ℃、大気中において定荷重引張試験

生じるものと考えられる。いずれの現象についても、それらが発生する化学的ポテンシャルのしきい値がある。
金属試験片に塩化物溶液中でバイアス電圧を印加する試
験を行えば、孔食が発生する電位もしくはすき間腐食が発生する電位（すき間腐食再不働態化電位）を求めることができる。一方、キャニスタ表面などの大気中にある
金属表面は表面電位を計測すれば化学的なポテンシャルを知ることができる。つまり、図 7-1-7 に示すように、（a）SUS329J4L 1.2σy

孔食電位、すき間腐食電位および表面電位を、温度をパラメータとして取得し、表面電位が孔食電位またはすき間腐食電位を下回る温度が得られれば、それ以下の温度

キャニスタ
表面空気
相対湿度
海塩の臨界濡れ湿度（腐食・SCCの臨界湿度）t1（b） YUS270 1.5σy

図7-1-5138

100℃大気中で13,000h保持後の試験片表面の様子

t2

t3

貯蔵時間

図7-1-6

領域２において試験片表面が濡れる時間

電位
空気と一緒に流れ、キャスク内部に入る

給気口（ルーバーが付いている）

孔食電位

すき間腐食電位中間貯蔵施設（自然空冷方式）

大気中表面電位
粒径の大きな飛来塩分は沈降速度が大きく

温度T3

図7-1-7 領域３の上限温度T3を決める考え方
海水コンクリート 液滴は蒸発により粒径が減少し、10μm程
度以下の海塩粒子が風で内陸に運ばれる
キャスク

では SCC の起点となる腐食が発生せず、SCC も発生し

図7-1-8ないと言える。現在のところ、5-3 節で図 5-3-1 に示した

海塩粒子の挙動の概念図

ように、孔食電位の温度依存性は取得した。今後、すき間腐食電位および大気中における表面電位を取得し、こ30%程度までは、過飽和溶液滴、または、乾いた塩粒とれらを比較することによって SCC が発生しなくなる上して存在する。岸壁や防波堤などでは、１ mm を超え

限温度を評価する予定となっている。

るような飛沫も発生するが、これらの粒子は沈降速度が大きいため、ほとんどがすぐに地面に落下する。一方、

7-1-2

10 μm 程度以下の粒子は、沈降速度が小さく、風と一

塩分付着解析・試験緒に内陸まで運ばれる。従って、貯蔵施設内に侵入する
キャニスタの SCC 評価のアプローチでは、7-1-1 項に示ことが予想される海塩粒子は、この 10 μm 程度以下のされているように、①どの程度の塩分が付着すると発銹粒子が対象である（図 7-1-8）。

するか、また、SCC のき裂がどの程度の時間で、進展

従来の塩害評価の手法は、大きく以下のように区分さしていくかを評価する方法と②キャニスタ表面にどの程れる。

度の塩分が付着していくかを評価する方法の両方が必要①

対象物に付着した塩分量を実際に測定するとなる。以下に、②についての今後の進め方について、②

気中の塩分量を測定する

記述する。

③

解析により飛来塩分量を予測する①については、例えば、橋梁や碍子、発電所の配管等（1）貯蔵施設の飛来塩分環境で、実際に付着塩分量が測定されている。これらの対象

日本では、使用済燃料の輸送が船で行われることから、物は、一般に、屋外に設置されている場合がほとんどで、

中間貯蔵施設の立地は、海岸近くになることが予想され雨によって付着した塩分が洗い流されることの影響が含る。中間貯蔵施設は、コスト低減を図るため、自然空冷

まれる。また、気中塩分量や気象条件（風速、温度、湿方式の採用が計画されており、海からの風にのって運ば度等）との相関が明確ではなく、塩分付着の履歴（例えれてくる海塩粒子は、貯蔵建屋内に入り込む。海塩粒子

ば、途中で洗浄や塗装が行われたりすること）も長期にの飛来については、これまで、 塩害亘って記録されているケースは観られない。②についてや気象の分野で研究が進められてきた。塩害の対象となってきたのは、は、ガーゼ式（3）や土研式（4）と呼ばれる計測器を使って（1）
主に農業や土木（コンクリート構造物や橋梁など）、の現場計測が数多く実施されている。これらの測定でも、電気設備（碍子など）、鋼構造物の腐食や SCC である。

気象条件との相関が明確でないものが多いが、③の解析

海塩粒子とは、主として、海で風と波との相互作用での検証用データとしては有益である。特に、最近、電中生成された海塩の微粒子で、大きさは乾いた核の径で研が開発したエジェクタ式気中塩分計（図 7-1-9）は、（2）

10 μm 程度以下である 。この粒子は、相対湿度が 75%

捕集効率が高く、今後、いろいろな地点での計測データより高いときは溶液滴の状態で存在するが、75 からの蓄積を図っていくことが望まれる（5）。

電中研レビュー No.52 ● 139

気がそのままキャニスタ表面と接触して熱を取り去る。
従って、流入する空気が海塩粒子を含む場合には、海塩粒子がキャニスタ表面に衝突し、ある確率で付着することになる。従来の研究では、評価対象に対して、その周囲の気中塩分濃度と付着割合の関係が明らかにされていない。付着割合は、付着面近傍での流れに大きく影響を受けるため、熱流動評価と連動させた評価が必要である。
しかし、これまでの塩害評価で対象としてきた構造物が比較的大きな構造物であったことから、局所的な流動と付着塩分の関係を明らかにした事例はほとんど見られない。流れと粒子の付着（あるいは蓄積）の観点からは、
図7-1-9混相流の分野で、液滴や粉体の噴霧流、あるいは、配管

エジェクタ式気中塩分計

や炉内の二相流として、これまで多くの研究が実施されている。従来の研究と、コンクリートキャスク内の流動①、②の欠点を補う意味でも、③は重要である。解析場での相違点として、流れが自然対流であることと、対は、主に拡散方程式を解くもので、最近では、地形や障象物であるキャニスタ表面が高温であることが挙げられ

害物の影響を考慮した３次元解析も行われている。電中る。キャニスタの側面では、表面近傍に流れの境界層が研でも、塩分飛散予測モデルを開発し、上述のエジェク

存在し、この領域内では、高温で流速の速い流れとなっ（5）ている。図 7-1-10 に、4-2 節に示した実験で得られたキ

著者らの研究では、貯蔵建屋給気口外側での気中塩分のャニスタ表面温度と発熱量の関係を示す。SCC 評価で条件を、本解析モデルによる解析で決定する。

は、温度が 100 ℃以下に下がって水分が存在する状態が

タ式気中塩分計の計測結果による検証を進めている。

貯蔵建屋の給気口から進入する気中塩分濃度は、建屋問題となる。図を見てわかるように、貯蔵末期の発熱量

内に入っても、変化は少ないものと予想される。従って、10kW では、キャニスタ底部付近で、100 ℃を下回る部

コンクリートキャスク給気口での気中塩分濃度も、保守位が発生している。キャニスタ底部付近には溶接箇所が性を考慮し、貯蔵建屋給気口外側での条件を使うことが存在するため、この部分が最も SCC の発生が懸念され妥当であろう。

る箇所である。塩分付着の観点からは、貯蔵初期の
100 ℃を超える状態から蓄積が始まるものと予想される（2）コンクリートキャスク内の飛来塩分環境ことから、付着割合のデータは、100 ℃を超える高温領域でも取得する必要がある。

コンクリートキャスクは、収納した使用済燃料の崩壊

コンクリートキャスク内の環境条件として、もう一つ

熱を自然空冷で除去する方式で、給気口から流入する空排気温度・湿度
98℃、5％RH
6000
5000
高さ（mm）

一次蓋・二次蓋溶接

キャニスタ蓋上面

4000
3000

貯蔵開始時（22.6kW）
貯蔵20年後（16kW）
貯蔵40年後（10kW）

2000
1000
キャニスタ底面

胴部−底部
溶接

0
０

給気温度・湿度
33℃、80％RH

50

100
温度（℃）

150

200

キャニスタ表面温度（試験結果：RC製キャスク）

0.8〜1m/s

図7-1-10140

RC製キャスクの冷却空気およびキャニスタ表面温度条件

湿度条件が挙げられる。4-2 節で述べられている通り、られているコンクリートキャスクの熱流動解析に、海塩実験結果から給排気口の空気温度差は、RC 製キャスク

粒子の壁面への衝突・付着を組み合わせたモデルとする。

の場合、65 ℃となっている。この条件で、入口空気の海塩粒子の付着割合は、上記の試験で得られた条件を与湿度を 80%RH とすると、出口では５%RH となる。このえ、試験結果を使って検証を行いつつ、解析手法を構築

数字から明らかなように、流路内は非常に乾燥した状態

していく予定である。

である。

7-1-3

塩分流入対策技術の開発（3）付着塩分量測定試験・解析
キャニスタ表面への塩分付着量を予測する手法を構築

コンクリートキャスクでは、自然空冷により、冷却空するため、試験および解析を実施する。試験装置の概念

気をキャスク内部に取り込み、除熱が行われるシステム

図を図 7-1-11 に示す。

が採用されている。コンクリートキャスクが収納される装置は、簡易風洞、ブロア、温湿度調節器、試験片加中間貯蔵施設においても、自然空冷で、給気口より冷却

熱ヒータ、塩水噴霧器等から構成される。試験では、風空気が取り込まれることになるが、施設が海岸近辺に立洞を流れる空気に塩水を噴霧することにより、空気中に地された場合、冷却空気に海塩粒子が含まれている可能

一定量の海塩粒子を含ませ、風洞の下流に設置した試験性があり、その塩分がコンクリートキャニスタ内のキャ片上に付着する塩分量を測定する。試験パラメータは、

ニスタ表面に付着した際、SCC を発生させることが懸以下の通りである。

念される。
SCC の発生を防止するためには、キャニスタ表面に・試験片(材質、表面粗さ)
・雰囲気温度

付着する塩分濃度が SCC の発生に対する限界の表面付・風洞設置角度（水平・垂直）

着塩分濃度を超えないようにする必要がある。これに対・吹き付け流速・角度

して、当所では、図 7-1-12 に示すように、電中研で開・試験片温度発したコードにより、海岸から施設までの飛来塩分の粒・試験時間

径および個数密度の評価を行っている。また、7-1-2 章

・塩分濃度

で述べた様に、キャニスタ表面である加熱面にどれぐら

本試験は、現在、実施中である。さらに、次のステッいの塩分が付着するかを実験および解析から定量的に評プとして、実物大コンクリートキャスクあるいはセクタ

価することを計画・実施している。

モデルを使用して、給気口から海塩粒子を含んだ空気を

ここでは、中間貯蔵施設内への塩分流入を低減する対流入させ、キャニスタ表面に付着する塩分量を測定する策を考案し、その効果を定量的に評価することを目的と試験も計画中である。

している。

一方、並行して、塩分付着量を評価するための解析を実施し、予測手法の構築を行う。解析は、4-4 節で述べ海岸から内陸へ飛来する塩分粒子（電中研コードの解析結果例）（風速10m/s、湿度80％、測定高度4m）

塩水タンク

コンプレッサー

中間貯蔵施設

塩分除去装置

Size1
Size7

直径（μm）個数密度（1/m3）at 10m 個数密度（1/m3）at 1km
3.80×105
2.05×105
4.06
3.29×103
1.43×10340.6

自然空冷方式
塩水噴霧
風洞

ヒータ

試験片

コンクリートキャスク

空調室

整流板/フィルタ 断熱材 整流板（脱着可）

図7-1-11

電中研解析コードブロア 流量計

塩分付着試験装置の概念図

温度・湿度
調整器

図7-1-12

中間貯蔵施設への飛来塩分量

電中研レビュー No.52 ● 141

テナンスの必要性が発生する。

方式0

方式1

方式2

方式3

開サイクル
自然空冷方式

開サイクル
自然空冷方式

開サイクル
強制空冷方式

閉サイクル
自然空冷方式

図中、左から右の方式になるほど、塩分低減効果は、高まるものの設備コストの増大が考えられる。
本研究では、コストおよび安全性の面から、①開サイ

ヒートパイプクル方式、②自然空冷を検討の前提条件として、上記のフィルタ

方式０〜方式３の中から方式２を対象に検討をすすめる
こととする。よって、この方式で求められる条件として
ファン

低減対策

は、①圧力損失が少ない、②低コスト（ランニングコス

小

低減効率

大

トも含む）、③設備が小規模、④設備構造が単純、⑤メ

少

付加設備

多

ンテナンスの容易性が技術的な課題として挙げられる。

図7-1-13

中間貯蔵施設としての塩分流入対策（2）既往技術（1）中間貯蔵施設としての塩分流入対策方式

一般施設への粉塵除去には、これまでにいろいろな方

中間貯蔵施設が海岸近辺に立地された場合、施設内へ式が使用されている。表 7-1-1 は、これらをまとめたもの塩分流入の低減対策としては、図 7-1-13 のような方のである。工場・エンジン等の排出ガスから粉塵・有害式が考えられる。方式０は、従来の方式であり、特に対物質を除去、クリーンルーム等にとり入れる空気から粉策を施さないものである。方式１は、施設の給気口に塩塵（海塩粒子を含む）・有害物質を除去するためのもの

分流入を低減させる対策をほどこすが、冷却空気は、従であり、ほとんどのものが強制循環方式で、自然循環方

来通り、自然冷却方式を採用するものである。方式２は、
表7-1-1

給気口にフィルタを設置するものであり、この場合は、フィルタ部の圧力損失が大きくなるため、施設内に冷却

粉塵除去の主な方式
圧力損失（mmAq）

分離限界粒径（μm）

フィルタ

150〜250（バグフィルタ） 0.1〜0.3
20〜100（充填層式）
0.03〜10なる可能性が大きい。なお、ファンを使用する場合は、

慣性集塵

50〜300

10〜30

ファンの停止時における安全性の確保も問題となる。方

遠心力集塵

100〜300（サイクロン）

3〜10
50

乾式

空気を取り入れるには、ファンを使った強制冷却方式に

式３では、ヒートパイプを用いた閉サイクル型の自然冷却方式であり、施設内への塩分の流入は、ほとんどない

重力集塵

20

乾式/湿式

電気集塵

20〜50

0.2〜0.4

湿式

スクラバー

100〜300

0.7〜3
出典：化学工学便覧

が、設備が大掛かりとなるとともにヒートパイプのメン

表7-1-2

海塩粒子除去の例

海塩粒子フィルタの例（）内は、最終圧力損失

形状（縦×横×捕集効率 定格流量 圧力損失
ろ材
厚さ）
（mm）
（％） （m3/min） （Pa）
1 日本ケンブリッジ 610×610×292 グラスファイバ
90
56
98（343）フィルタ
6078（245）
2 アクシクリーンエア 610×610×30 エレクトレット
20
90
52（200）
ソリューション
複合不織布
108（324）
3 ミドリ安全610×610×290 グラスペーパー
95
56
56
610×610×150
4 ニッタ
98
95（300）
メーカー名

GAS FLOW
スタック

スクラバーの例
メーカー名

形状（縦×横×
厚さ）
（mm）

洗浄塔本体
デミスター

捕集効 定格流量 圧力損失率（%）（m3/min）（Pa）

1 協和化工 2730×1310×3600 80〜90

51〜80

300

点検口

循環配管

シャワー部
スタピライザー
循環ポンプ
オーバー
フロー

GAS FLOW
ドレン

142

式のものは、あまり例がない。
特に、海塩粒子の除去例については、表 7-1-2 に示すを計測・評価することにより、最適な塩分低減装置を提案することとしている。

ような、フィルタを使うものやスクラバー方式が採用されているが、いずれも圧力損失が大きいものしか採用された例がない。
ウォータースプレー（3）塩分流入対策案

給気口

本研究では、前述したように、低コストで圧力損失の

低圧損フィルタ

小さい塩分流入低減装置の開発を目指している。しかし、従来技術では、これを満たすものが無いために、新たなポンプ

流入塩分低減対策方法を提案し、定量的な評価を行うことを目標としている。
図 7-1-14 は、貯蔵施設の給気口に設置する流入塩分

循環水槽

貯蔵エリア

図7-1-14

貯蔵エリア

塩分流入対策案

低減装置案の一例である。
一つの方法としては、給気口から流入する塩分を含ん水

だ空気に水を噴霧して、塩分を低減する方法である。また、他の案としては、低圧力損失のフィルタの開発である。
なお、試験では、図 7-1-15 に示す様な一定濃度の塩

空気分を含んだ空気を発生させることができるダクト内に上で述べたような流入塩分低減装置を組み込み、ダクト形状(長さ、流路高さ等)、水の噴霧方式および噴霧量、流入空気流速、流入空気に含まれる塩分濃度をパラメータとして、ダクト通過前後での塩分低減量および圧力損失７−２

図7-1-15

試験例

コンクリートキャスク長期健全性
実証試験

わが国では、中間貯蔵期間は 40 〜 60 年とされており、コンクリートキャスクの長期健全性が問題となる。コン究により、本コンクリートキャスクの経年劣化を調査・試験している。

クリートは原子力施設の遮蔽材として、古くから使用されており、コンクリートの経年劣化に関する研究は1940 年代から行われており、最近５年間でこの種の研（1）文献調査（1）
コンクリートの照射劣化には二つのメカニズムがある。

究が増加している。米国アイダホ国立研究所には 1990

第一は照射による材料の物性変化であり、材料の結合を年以来、約 15 年間、使用済燃料貯蔵を続けているコン

壊すものや材料の脆化をもたらすものである。第二のメ

クリートキャスク（VSC-17）がある。VSC-17 型コンク

カニズムは、照射による局所的な温度上昇である。照射リートキャスクは、ロッドコンクリートソリデーション

量が 50 年間で、1010n/cm2 以下の中性子や 1010Rad 以下された PWR 型使用済燃料集合体 17X2 体分の使用済燃のガンマ線によるコンクリートへの影響は無視できそう

料を貯蔵している。当所は、アイダホ国立研との共同研である。このことは、ASME や ANSI の出版物により支

電中研レビュー No.52 ● 143

持されている。100 年以上の照射効果は研究されていな規模な表面ひび割れがまばらに観察された以外に目立っい。より、高い照射量の影響は不明確で異なる結果が報た劣化は無いことが、この考えを支持している。

10

2

告されている。ある種のコンクリートは 10 n/cm 以上の中性子照射により、圧縮強度や引張強度が低減させる（3）温度測定、シュミッドハンマー試験、超音波試験（2）可能性がある。その影響は、中性子のエネルギースペク

キャスク全体の温度測定の結果、大きな変化は無い。

20

2

トルやコンクリートの成分に依存する。10 n/cm の中10

このため、熱伝達は比較的均一で、高温度が排気口で測性子や 10 Rad 程度の高照射によるコンクリートの圧縮定される。遮へい部材の変化による温度の不連続点も無強度や引張強度の低減及び容積の大幅な増加が報告されかった。シュミッドハンマー試験データのバラツキは少ている。これは、骨材の膨張とセメントペーストの収縮ない。一部の排気口の下部に遮へいのホットスポットがによる。これらの結果が、加熱と水分喪失または直接的観察されているが、これまでの超音波試験の結果では、な照射効果によるものか否かは不明である。コンクリー

製造時の不具合によるものと考えられている。この部分

トを高温度に長期間さらした場合、圧縮強度の低減、弾にコンクリートが十分に充填されなかった可能性が高い。

性係数・クリープ抵抗・伝導度・拡散係数の変化をもたらす。劣化の閾値は 95 ℃であり、その影響は、温度と時間の増加とともに増加する。急激な温度上昇や熱的サ
イクルはコンクリートの重大な劣化をもたらす。

（2）VSC-17 型コンクリートキャスクの目視検査（1）
除熱のための空気の流路となる部分及びキャニスタの支持構造物に、顕著な経年劣化は観察されなかった。本
キャスクの除熱空気流路部分の中性子フラックスは103mR/hr であった。この線量値及び真夏に測定された
空気流路部分の温度の組み合わせを考慮しても、コンク

図7-2-1

リートの放射線分解または熱的乾燥は考えられない。小

７−３

7-3-1

コンクリートキャスクの非破壊検査の様子

コンクリートキャスクの耐震試験
目的

長期の貯蔵期間中に地震を経験することが予想される

貯蔵容器−キャニスタ衝突

バスケット−燃料衝突

貯蔵容器は、バスケット、燃料等の間に複数のガタを有する系であり、また今後建屋に固縛しない自立設計の貯蔵容器も想定されている（図 7-3-1 参照）。

貯蔵容器ー床面浮上りとすべり

一方、これまでの強震時における貯蔵容器の応答に関する評価事例については、相似則を適用したスケールモ
デルによる振動試験や、燃料・バスケットのガタを考慮

地震入力

しない貯蔵容器単体モデルによる解析が実施されおり、燃料の挙動まで評価した事例は少ない。

144

図7-3-1

地震時における貯蔵容器のガタ系の挙動

H16年度
17×17型PWR燃料の設計・製作（１体）
９×９型BWR燃料の設計・製作（１体）
注：バネ力緩和により引抜力1）を低下させる

振動特性試験
・荷重と変位の関係
・振動モード

簡易形状試験体（PWR型のみ）の設計［施設鳥瞰図］

最大搭載質量1,200ｔ

搭載面積20ｍ×15ｍ

駆動方式

アキュムレータ蓄圧／
電気油圧制御加振方向

水平垂直同時３軸

最大速度

水平 200cm/s
垂直70cm/s

最大加速度

水平900cm/s2
垂直 1500cm/s2

最大変位

水平 ±100cm
垂直±50cm

図7-3-2

コンクリートキャスクの製作
・鋼製部

兵庫県三木市所在地

・固有振動数・減衰比・コンクリート部

H17年度

簡易形状試験体の製作（20体）
・重量
・グリッド位置・剛性・固有振動数（１次モード）
キャニスタ・バスケットの製作
鉄筋コンクリート製床モデルの製作
３軸大型振動台による耐震試験
・ガタ系（有無）・入力波形

E-ディフェンスの主な仕様

H18年度

本試験では、実規模大の使用済燃料貯蔵容器を用いて、総合評価

大型三軸振動台によるバスケットや燃料のガタ系における相互作用を考慮した振動試験を実施し、燃料集合体の

図7-3-3

耐震試験の実施フロー

ガタ振動時の特性や複数の燃料集合体の応答位相差による群効果を明らかにする。
①

耐震用試験体の製作

平成 18 年度までの３カ年）を示す。E-ディフェンスを使用した振動試験は、平成 17 年度に実施する。

耐震試験で使用する実規模大貯蔵容器（コンクリート
キャスク）、振動試験用模擬燃料集合体（PWR, BWR）、

7-3-3

耐震用試験体貯蔵施設床モデル等の設計・製作を実施する。
②

三軸大型振動台による振動試験

振動試験は、文部科学省管轄の防災科学技術研究所の大型三軸振動台（実大三次元振動破壊実験施設「通称：

本試験では、第４章で検証を行ったコンクリートキャ
スクの仕様を参考にして、実規模大の使用済燃料貯蔵容器や模擬燃料集合体を製作する。

E-ディフェンス」：図 7-3-2 参照）を用いて実施する。
③

実規模大貯蔵容器地震時応答評価（1）耐震試験用 PWR 模擬燃料集合体

振動試験結果に基づき、地震時における貯蔵容器や内ペレット以外は実機相当の構成品を用いた 17 × 17 型部収納物（燃料集合体やバスケット等）の挙動を把握し、実尺模擬燃料集合体モデル１体（図 7-3-4 参照）と等価

複数の燃料集合体の応答位相差による群振動の影響や燃模擬燃料体 20 体（図 7-3-5 参照）を製作する。

料集合体のガタ振動時の特性を明らかにする。

実尺模擬燃料集合体モデルのペレットは、二酸化ウランの代わりに重量と形状を模擬した鉛−アンチモンペ

7-3-2 試験行程

レットを使用する。さらに、グリッドセルのリサイズを行い、グリッドバネ力を使用済燃料相当（目標緩和率

図 7-3-3 に、耐震試験の実施フロー（平成 16 年度〜

15 〜 20%）に低減する（1）。

電中研レビュー No.52 ● 145スケルトン準備

模擬燃料棒
264本

グリッドセルサイズのリサイズ
保持バネ力を15％に低減

加速度計入模擬
燃料棒の組立加速度計（三軸×5G、50G）
模擬ペレット
燃料上部端栓

図7-3-4PWR実尺モデルの製作

213

上部ノズル

①

寸法：貯蔵容器部：外径 3.9/内径 1.8 ×高さ 5.3m
底部：外径 3.9 ×高さ 0.5m

グリッド

②

鉄筋種類/サイズ： SD345/D25③

鉄筋位置：内外周筋、内外縦筋④

コンクリートかぶり： 60mm⑤

コンクリート種類：低熱セメント⑥

コンクリート設計基準強度： 24Mpa

タイロッド

4058

ダミーウエイト

底面の摩擦係数の影響を評価するため、底部の円板ス
ラブは着脱式とし、接触面は２材料（鋼材とコンクリー
ト）とした。また、給排気口等の詳細は省略した。
下部ノズル

キャニスタ衝突時の衝撃力や滑り量を測定するため、貯蔵容器内面の鋼製ライナー部の側板や底板間に渦電流変位計やロードセルを設置した。

（3）キャニスタ
キャニスタの寸法は、外径 1638mm、高さ 4453mm（キャニスタ吊具を除く）であり、重量は単体重量約 13
水平状態

トン、
（PWR 燃料集合体 21 体装荷時 約 27 トン）である。
主要部品の材質は、本体はステンレス鋼、バスケットは

図7-3-5

等価模擬燃料体の基本構造

アルミ、蓋は炭素鋼であり、蓋部構造は簡略化し、ボルト止め構造とした。

等価模擬燃料体については、上下部ノズルを固定条件

バスケットは、押出成形で製作した中空状のアルミ板とした際の一次固有振動数と等価とするように剛性や質を格子状に組み上げた構造とし、バスケット格子内に渦量分布を決定する。すなわち、グリッドスパン毎の重量

電流変位計・ひずみゲージを埋め込み、燃料集合体の挙をグリッド位置に集中質量として燃料中心軸に配置し、動を計測する。

全体の曲げ剛性は、外周部コーナーに配置した中空鋼管

図 7-3-6 に、キャニスタの仕上がり状況を示す。

のタイロッドで保持し、直径や肉厚で固有振動数を調整した。なお、横方向の剛性は無視した。

（4）貯蔵施設床モデル
耐震試験に使用する貯蔵施設の床を模擬した鉄筋コン（2）コンクリート製貯蔵容器
貯蔵容器の主な仕様は、下記のとおりである。

146

クリート床版の主な仕様は、下記のとおりである。
①

寸法：８×８× 0.8m

②

鉄筋種類/サイズ： SD345/D22③

鉄筋位置：上・下面④

長辺・短辺方向：ピッチ 200mm⑤

コンクリートかぶり： 100mm⑥

セメント種類：低熱セメント⑦

設計基準強度： 24Mpa

7-3-4

試験計画

（1）試験項目
図7-3-6

キャニスタの仕上がり状況

表 7-3-1 に、耐震試験の実施項目を示す。

表7-3-1
Ｉ

耐震試験の実施項目

燃料集合体振動特性試験
・無負荷状態の振動台の特性把握
・燃料集合体単体の振動特性の把握

II

安全評価で使用する解析ツールへの入力データの根拠

摩擦特性試験
・容器底部の摩擦特性評価

III

キャニスタ耐震試験

金属キャスクに動的地震力が作用した場合の収納物の健全性

・キャニスタの転倒挙動評価
・燃料とバスケットのガタ衝突による相互作用に係わる応答特性評価評価
・固縛要否の判定基準の設定
・燃料健全性の評価基準

IV CFS製キャニスタ耐震試験
RC製キャニスタ耐震試験

コンクリートキャスクに動的地震力が作用した場合の収納物の健全性評価・350ton載荷状態の振動台の特性評価
・底面の摩擦特性の影響評価
・固縛/非固縛状態のキャスクの応答評価

・固縛状態の貯蔵容器の挙動評価
・複数のガタ系の影響が燃料健全性に及ぼす影響

複層のガタ系の影響が貯蔵容器全体の浮上り挙動や燃料健全性に及ぼす影響評価

・底板の材質（摩擦係数）が転倒挙動に及ぼす影響

コンクリートキャスク○ コンクリートキャスク試験体の概要
・貯蔵容器本体：外径４m×高さ６m×重量180トン
・床モデル：一辺８m×高さ0.8m×重量120トン

冷却空気
出口
使用済燃料
コンクリート

転倒防止安全架台

キャニスタ

バスケット

傾斜角・角速度計
3,940mm

キャニスタ
ケーブル
貫通孔

貯蔵容器
蓋部
5,787mm

ロードセル
鋼製ライナー

冷却空気
入口［コンクリートキャスク概念図］

過電流変位計

貯蔵容器
胴部

主な計測項目Z
貯蔵施設床モデル

X

Y
8,000mm
入力加振

800mm

Ｖ

加速度 A（x、y、z）
変位 D（x、y）
角度・角速度ω、θ（x、y）
ひずみε（θ、z）
衝突荷重 I.L..（x、y、z）

電中研レビュー No.52 ● 147

表7-3-2

試験条件

ガタ（×：無、◯：有）

入

燃料−
バスケット

キャニスタ−
貯蔵容器
（又は床）

貯蔵容
器−床

ケース

確認事項

Ｉ

燃料集合体振動
特性試験

◯

…

…

II

摩擦特性試験

…

…

III

キャニスタ耐震試験（浮上限界・転倒限界）◯

コンクリートキャスク
耐震性評価（浮上限界・固縛力）

◯

IV
V

燃料
体数

力

波

方向

レベル
（倍）

1＊

ランダム波
正弦波
人工波
観測波

Y
Y、Z
X、Y、Z

1/2、2/3、1
1.4（裕度確認）

◯

…

正弦波

Y

加速度一定

◯

…

21

ランダム波
正弦波

Y
Y、Z

1/2、2/3、1

◯

◯

人工波
観測波

X、Y、
Z

1/2、2/3、1
1.2（裕度確認）

主な試験の実施項目は、下記のとおりである。

（El Centro, JMA 神戸）、人工地震波とした。人工地震

Ｉ 燃料集合体振動特性試験

波は、「震源を事前に特定できない地震の考え方と地震

II 摩擦特性試験動の策定について」（原安委：原子力発電耐震設計専門

III キャニスタ耐震試験／転倒試験部会

地震・地震動 WG）に基づき作成した。

IV コンクリート充填鋼板製キャスク耐震試験
V 鉄筋コンクリート製キャスク耐震試験（2）測定項目
ガタ衝突時にキャスク各部に生じる加速度や、加震時

7-3-5

今後の予定

図 7-3-7 に、試験の実施状況を示す。平成 17 年 10 月
上旬に試験を終了する予定である。

における貯蔵容器やキャニスタのロッキング角速度や角度をジャイロセンサにより計測する。また、貯蔵容器内
でのキャニスタのガタ衝突による衝撃力やすべり変位を測定するため、支持レールと支持板に、ロードセルや軸力ボルト、ならびに渦電流変位計を設置した。また、バ
スケットセル内にも渦電流変位計を設置し、バスケット
セルと燃料集合体との相対距離を測定した。試験データの収録サンプリング周波数は 2kHz である。

（3）試験条件
表 7-3-2 に、試験条件を示す。加振波については、ランダム波（0.2 〜 30Hz、40 秒）、正弦波掃引（3.2Hz/min
で 10Hz から 0.4Hz までのスイープダウン）、観測地震波148

図7-3-7

試験の実施状況

お

わ

り

に

地球工学研究所長 研究参事 当麻 純一「巻頭言」で述べられた、原子力発電や中間貯蔵の必要性が、当所の重点課題研究「リサイクル原子燃料等の貯蔵の技術開発」の背景となっている。その中で、コンクリートキャスク貯蔵に関する研究成果を本レビューにまとめた。コンクリートキャスク貯蔵は米国等で実用化しているが、沿岸立地し、地震が多いなど、わが国固有の事情により、そのままでは、実用化できない。これを踏まえた研究成果を、コンクリートキャスク貯蔵技術―経済的な中間貯蔵技術実用化への挑戦― と、銘打って、まとめた。

本研究には、当所がこれまで実施してきた金属キャスクの輸送・貯蔵技術に関する研究に、コン
クリート工学という土木工学的センスが必要とされた。これは、私どもが得意とする分野であり、地球工学研究所が中核となり、原子力技術研究所、材料科学研究所、社会経済研究所などの専門的知力を結集したプロジェクト体制が組まれ、当所の総合力が発揮された。また、実際の使用済燃料を用いた試験研究などでは、海外研究機関との共同研究を通して、所要のデータを取得した。
本研究に対する社会からの期待に応えるために、国や電気事業との密接な連携の下、本研究は推進・実施された。本成果が、わが国におけるコンクリートキャスク貯蔵の実用化のお役に立つことを切望している。今後とも、皆様方のご指導・ご鞭撻をお願いしたい。

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引用文献・資料等
第1章
1-1（1） 三枝他「原子力発電所構内キャスク貯蔵の検討」電力
中央研究所総合報告 No.U27、（財）電力中央研究所（1993）（2）「原子燃料サイクルバックエンドの確立に向けて」電
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研究報告 No.Y03001、（財）電力中央研究所（2004）（5） 長野「使用済燃料貯蔵需要の展望とコンクリートモジ
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1-2（1） U.S. Nuclear Regulatory Commission NRC Information Digest: 2002 Edition NUREG-1350, Vol.14（June
2002）
1-3
（1）（財）原子力安全研究協会「コンクリートキャスク貯蔵方式を中心としたキャニスタ系使用済燃料中間貯蔵施設の安全設計・評価手法について」pp6-1-6-4（2002）（2） Funke, T. and Diersch, R. The use of the CONSTOR
cask concept for light water reactor fuel Proc.
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Evaluation of Comparative System Economics andOperability of Concrete Casks for Fuel Storage Proc.
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Demonstration Tests on the Full-scale Concrete
Casks Proc. Int'l. Seminar Interim Storage of Spent
Fuel, ISSF 2003, Tokyo, CRIEPI-INMM（2003）（2） 三枝、大西、吉村、丸岡、藤原、広瀬、白井「使用済燃料貯蔵施設構造規格の概要」機械の研究、第 56 巻、
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電中研 研究報告 U02060（2003）（4） 新井、黛「使用済燃料コンクリートキャスク貯蔵用キ
ャニスタ候補材の破壊じん性特性、電中研 依頼報告
T01516（2002）及び同上「使用済燃料コンクリートキャスク貯蔵用キャニ
スタ候補材の破壊じん性特性の温度依存性」電中研
依頼報告 T02531（2003）（5） 関西電力（株）冊子「リサイクル燃料備蓄センターについて ―発電後の燃料はリサイクルできるエネルギー資源です。」（2001）（6）（財）原子力安全研究協会「コンクリートキャスク貯蔵方式を中心としたキャニスタ系使用済燃料中間貯蔵施設の安全設計・評価手法について」（平成 14 年）（7） 岸谷孝一、嵩 英雄、押田文雄、大野定俊「300 ℃の高150

温にさらされたコンクリートの性状に関する実験的研究」セメント・コンクリート、No.444、Fe4b.1984、（社）セメント協会（8） 白井孝治他「コンクリート強度のひずみ速度依存性の定式化−評価式の提案と温度（150 ℃）の影響評価−」
電力中央研究所報告 U02060（平成 15 年 4 月）
第3章
3-1
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Vol.52、No.12（2003.12.）（4） C. L. Page, N. R. Short and A. El Tarras Diffusion of
Chloride Ions in Hardened Cement Pastes Cement
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Through Hardened Cement Pastes Cement andConcrete Research, Vol.11, pp751-757（1981）（6） R. J. Detwiler, K. O. Kjellsen and O. E. Gjorv
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Vol.88, No.1, pp19-24（1991）（7） 土木学会「コンクリート標準示方書「施工編」」平成 11
年版（1999）（8） 日本コンクリート工学協会「リハビリテーション研究委員会報告」（1998.10）（9） 土木学会「コンクリート標準示方書「施工編」」2002 年版（2002）3-2（1） 白井孝治「コンクリートキャスク方式使用済燃料貯蔵施設」コンクリート工学、Vol.42、No.9、pp28-31（2004）
3-3（1） 日本建築学会「建築工事標準仕様書」同解説 JASS5N（第３版）（2001）（2） H. Nishitani and Mori, K. Influence of supporting
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NSS/R187（1989）（5） M.Irobe and S.Y.Peng Proccedings FRAMCOS-3
pp1605-1614（1997）
3-4（1） 総理府「放射性同位元素等による放射線障害の防止に関する法律施行規則」総理府令第８号、平成 10 年 3 月
31 日
3-5（1） 田中宏明他「鉛直管内強制・自然複合対流熱伝達に関する研究」第 22 回日本伝熱シンポ、pp422-424（1985）（2） Miyamoto, M. et al. Development of turbulence
characteristics in a vertical free convection boundary
layer Proc. 7th Int. Heat Trans. Conf. 2, pp323-328（1982）（3） Polyakov, A. F Turbulent force flow and heatexchange in vertical channels in conditions of freeconvection J. Eng. Phys. 35-5, pp801-811（1979）（4） 古賀「コンクリートキャスクの除熱性能評価−部分模型を用いた除熱試験−」電中研報告、N04002（2004）（5） Koga et al. Heat removal characteristics of aconcrete cask by a simplified test model Nucl. Eng.
Design（投稿中）
3-6（1） 秋山 宏他「エネルギースペクトルを用いた剛体の転
倒予測」日本建築学会論文報告集、No.488（1996）
第4章
4-2（1） 日本機械学会「コンクリートキャスク、キャニスタ詰
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4-3（1） 酒井ら「使用済燃料用コンクリートキャスクの除熱性能試験結果」火力原子力発電、Vol. 52、No.5、pp64-71（2001）（2） 辻ら「実規模試験によってコンクリートキャスクの除熱性能評価手法を確立」三井造船技報、No.180、pp3742（2003）（3） Topical safety analysis report for the ventilated
storage cask system（Rev.1）, Pacific-Sierra nuclear
associate（1990）（4）「コンクリートキャスクを用いる使用済燃料貯蔵施設（中間貯蔵施設）に係る技術検討報告書」総合エネルギ
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キャニスタ詰替装置およびキャニスタ輸送キャスク構
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4-4（1） Yamakawa H., et al. Demonstration test for ashipping cask transporting high burn-up spent fuels− Thermal test and analyses − Proceedings of
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fuel transportation package to regulatory format
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fuel transport flasks Int. J. of Radioactive Materials
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スクの伝熱特性評価−」電力中央研究所報告 U92038（1992）（5） Creer J.M. et al. The TN-24P PWR spent-fuel dry
storage cask: Testing and analyses PNL-6054（1987）（6） Michener T.E., et al. Thermal-hydraulic analysis of
the TN-24P cask loaded with consolidated andunconsolidated spent nuclear fuel PATRAM'89

Proceedings, pp299-307（1989）（7） 酒井ら「使用済燃料用コンクリートキャスクの除熱性能試験結果」火力原子力発電、Vol.52、No.5、pp64-71（2001）（8） 辻ら「実規模試験によってコンクリートキャスクの除熱性能評価手法を確立」三井造船技報、No.180、pp3742（2003）
第5章
5-1-1
（1） M. Mayuzumi, T. Arai and K. Hide : Zairyo-to-Kankyo,
52（2003）（2） 日本工業規格、JIS G4304-1999、日本規格協会（1999）（3） ASME Boiler and Pressure Vessel code Sec. II, ASME
（1999）
5-1-2（1） 小]、浦辺、藤原他「コンクリートキャスクの確証試
験（4）−キャニスタ溶接部の残留応力測定結果−」日
本原子力学会、「2002 年秋の大会」予稿集 I48、pp268（2002 年９月）
5-2（1） 辻川茂男、明石正恒他「金属の腐食・防食 Q&A コロージョン 110 番」腐食防食協会編、丸善（1988）（2） 小]明郎「金属容器の密封部の耐食性評価の例」平成
14 年度ウェザリング技術研究成果発表会、（財）日本ウェザリングテストセンター主催（2002 年 11 月）（3） A. Kosaki, Y. Inohara, et.a. Advanced R ＆ D on
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Proc. Of INMM Spent Fuel Management Seminar
14th., at Washington, D.C., Janualy 29-31（1997）（4） 小]明郎、三枝利有、浦辺浪夫、藤原寛明「コンクリートキャスクの確証試験（4）−キャニスタ溶接部の残留応力測定結果−」（社）日本原子力学会、「2002 年秋の大会」予稿集 I48、p268（2002）（5） 辻川茂男、玉置克臣、久松敬弘：鉄と鋼、66、2067（1980）（6） 篠原正、辻川茂男、久松敬弘：腐食技術、34、p283（1985）（7） 小]明郎、猪原康人「耐食合金のすきま腐食発生条件の評価−自然水環境におけるすきま腐食領域図−」電力中央研究所報告 U97029（平成 9 年 10 月）（8） 小]明郎、三枝利有「キャニスタ溶接部の腐食寿命評
価（その１）−加速環境下における応力腐食割れ進展速度−」（社）日本原子力学会、「2003 年秋の大会」予
稿集 E59、p338（2003）（9） 黛正正己、新井拓、秀耕一郎「304 系ステンレス鋼の大
気中塩化物応力腐食割れ特性」電力中央研究所報告T01042（平成 14 年 4 月）
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集 B4、p176（2004）
5-4（1） Standard Test Method for JIC, A Measure of
Fracture Toughness ASTM Standards, ASTM E81389（1989）（2）「発電用原子力設備規格 維持規格 JSME S NA1-2000」

電中研レビュー No.52 ● 151

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Displacement（ CTOD） Fracture Toughness
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設計曲線の構築」2002 講演論文集、日本原子力学会（2002）
5-5（1） S. Saegusa, M. Mayuzumi : Zairyo-to-Kankyo, 53, 246（2004）（2） 阿部岩司、伊東 眸、梶村治彦：原子力学会「2002 年
秋の大会」予稿集、日本原子力学会、東京、570（2002）（3） 中山 元、平野 隆、小林俊二、酒谷忠嗣：第 48 回材料と環境討論会、腐食防食協会、東京、143（2001）（4） 新井 拓、黛 正己、牛 立斌、高久 啓：鉄と鋼、Vol.91、No.5（2005）（5）日本工業規格、JIS G4304-1999, 日本規格協会（1999）（6） ASME Boiler and Pressure Vessel code Sec. II, ASME
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NRC（1986）（12）R.A Hays : NUREG/CR-4538, Vol.1, US URC（1986）（13）M.F. Kanninen : EPRI NP-2347, EPRI, April（1982）（14）P.C. Paris : NUREG-0311, US NRC, August（1977）（15）P.C. Paris and R.E. Johnson : ASTM STP803, 11,
ASTM（1983）（16）H. Itoh, T. Shige, K. Matsunaga, K. Murakami, K.
Ohnishi, H. Okunishi : ISSF Seminar 2003, Tokyo（2003）（17）日本機械学会規格、JSME S FB1-2003、日本機械学会（2003）（3）

第6章
6-1（1） A.Sasahara, T.Matsumura The post irradiation
examinations of twenty-years stored spent fuel
ATALANTE2000, 24-26, Oct., 2000, Avignon（2000）（2） 松村哲夫、笹原昭博、大平幸一、板垣登：日本原子力学会「1999 年秋の大会」、I57（3） 市川等「わが国における MOX 燃料の照射実証および

152

照射後試験」日本原子力学会誌、Vol.39, No.2（1997）（4） H.Stehle, W.Kaden and R.Manzel External Corrosionof Cladding in PWRs Journal of Nuclear Engineeringand Design 33, pp155-169（1975）（5） 笹原昭博、松村哲夫、小林真一、R. A. Gomme ：日本
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（6） 笹原昭博、松村哲夫、北島庄一、土内義浩、R. A.
Gomme ：日本原子力学会「2002 年秋の大会」、E37.
（7） A.Sawatzky Hydrogen in Zircaloy-2 : Its Distribuionand heat of Transport J. of Nucl. Mat. 2, No.4, pp321328（1960）（8） 橋爪健一、波多野雄治、関ルミ、杉崎昌和「乾式貯蔵条件下における燃料被覆管内の水素の再分布とその機
械的性質への影響」九州大学大学院総合理工学研究科
報告、第 21 巻、第 3 号、pp281-288（平成 11 年 12 月）
第7章
7-1（1） 山田ら「海岸付近における飛来塩分量に関する解析的研究」日本建築学会構造系論文集、514 号、pp21-26（1998）（2） 鳥羽、田中「塩害に関する基礎的研究（第１報）海塩粒子の生成と陸上への輸送モデル」京大防災研究所年報、10 号 B、pp1-12（1967）（3）「大気環境の腐食性を評価するための環境汚染因子の測定」JIS Z 2382
（4） 森、片脇ら「飛来塩分量全国調査（Ⅰ）」土木研究所資料、2203 号（1985）（5） 加藤ら「塩分飛散予測手法の高度化（その１）−エジェクタ式気中塩分計の性能評価と簡易型塩分飛散予測モデルの改良−」電力中央研究所報告 T03019（2004）
7-2（1） Fillmore, D.L., Winston, P.L., Morton, S.L., Hoffman,
C.R., Van Ausden, L.A., Saegusa, T., Shirai, K.,
Sasahara, A. and Hattori, T. The Long-Term
Performance of Concrete in Nuclear Applications
Proc. PVP2005: 2005 ASME Pressure Vessels andPiping Division Conf., July 17-21, Denver, Colorado,USA.（2005）（2） Morton, S.L., Winston, P.L., Saegusa, T., Shirai, K.,
Sasahara, A. and Hattori, T. Concrete Shield
Performance of the VSC-17 Spent Nuclear Fuel Cask
Proc. Int'l High-Level Radioactive Waste Management
Conf. April 20-May 4, Las Vegas, Nevada, USA.（2006）
7-3（1）「平成８年度軽水炉改良技術確証試験（高燃焼度等燃料に関するもの）に関する報告書」（財）原子力発電技
術機構（平成 9 年 3 月）
コラム 1（1） 白井孝治、園部亮二「コンクリートキャスク用低放射化・高性能材料の開発」（財）電力中央研究所、研究報
告 N04033（2005）
コラム 2（1） 阿 倍 ： 松 永 公 開 特 許 公 報 、 2 0 0 2 - 2 0 2 4 0 0 （ P 2 0 0 2 202400A）（2002）

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NO. 48「送電設備の風荷重・風応答評価技術」2003. 2
NO. 49「未利用地熱資源の開発に向けて―高温岩体発電への取り組み―」2003. 3
NO. 50「電気事業と IT ―情報通信技術で変える・変わる―」2003. 10
NO. 51「燃料電池発電技術 ― MCFC 実用化への挑戦―」2004. 3

編 集 後 記電中研レビュー第 52 号「コンクリートキャスク貯蔵技

中間貯蔵技術のうち、コンクリートキャスク貯蔵技術に術−経済的な中間貯蔵技術実用化への挑戦」が完成しまついて、当研究所が進めてきたプロジェクト研究の成果した。

概要を体系的にとりまとめたものです。

前回の第 51 号の発行が平成 16 年３月でしたから、ほ中間貯蔵に関係する技術者はもちろんのこと、関心をぼ２年ぶりになります。この間、電中研レビューはどうもたれる方々にも広くお読みいただき、安全性に立脚しなっていたのでしょうかというお問い合わせも数多く頂

経済性に優れた中間貯蔵技術を実用化する課題への挑戦

戴しておりました。この度、本レビューを読者の皆様にに対して、より深いご理解がえられれば、編集事務局とお届けすることができ、編集事務局としてもほっとしてしてはこの上ない喜びです。

いるところです。
さて本号は、原子燃料サイクルというシステムを柔軟に動かしていくうえで重要な課題となる使用済み燃料の最後になりましたが、巻頭言をご執筆いただきました
関西電力株式会社 常務取締役 岸田哲二様に心より感謝申し上げます。

● 編集兼発行・財団法人 電力中央研究所◯

電中研レビュー NO.52● 平成18年２月15日◯

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