第７章

コンクリートキャスク
スク

貯蔵技術

第７章

7-1

キャニスタの応力腐食割れ（SCC）に対する評価および対策… ……………………………………… 108

7-1-1

SCC に対する長期健全性評価

7-1-2

SCC 対策に資する気中塩分量評価

7-1-3

SCC 対策に資する塩分流入低減装置の開発

7-2

耐震評価… ……………………………………………… 115

7-2-1

実物大コンクリートキャスク耐震試験

7-2-2

地震時安定性評価手法の提案

7-3

遮へい評価… …………………………………………… 116

7-3-1

キャニスタ表面目視

7-3-2

キャスク表面状態の経年変化

7-3-3

遮へい性能

7-1 キャニスタの応力腐食割れ（SCC）
に対する評価および対策
7-1-1

貯蔵建屋

SCC に対する長期健全性評価

コンクリートキャスク
溶接線

乾式貯蔵の一種であるコンクリートキャスクは、図海塩を含んだ空気

7-1-1 に示すように、遮へいを担保するコンクリート製

ステンレス鋼製キャニスタ

貯蔵容器の内部に、キャニスタを収納した構造となって比較的温度の低いこの部分で海塩の付着によるSCCが懸念されるいる。使用済燃料はキャニスタ内に密封され、燃料の崩壊熱はキャニスタ表面を介して除去される。コンクリー

図7-1-2

ト製貯蔵容器の上下には空気の流通口が設けられており、

海貯蔵建屋で想定される立地とコンクリート
キャスクで懸念されているSCC

キャニスタと貯蔵容器のすき間を外気が自然対流する構造となっている。

材料因子

我が国においては、中間貯蔵施設の立地は海岸近くにオーステナイト系
ステンレス鋼なる可能性が高いため、冷却空気中に海塩粒子が多く含まれることとなり、建屋側で塩分流入対策を施さない場

SCC

合は、キャニスタ表面に海塩粒子が付着する恐れがある。

溶接残留
応力

海塩

応力因子

環境因子

キャニスタの構造や使用環境と類似した化学プラントに
お け る 事 例 を 参 照 す る と、 応 力 腐 食 割 れ（Stress

図7-1-3

Corrosion Cracking；SCC）による密封機能の喪失が懸SCCの３つの因子念される（図 7-1-2）。

第７章

SCC は図 7-1-3 に示すように、3 つの因子が重畳した

き れ ば、SCC を 防 ぐ こ と が 可 能 で あ る。 表 7-1-1 に、ときに発生する。コンクリートキャスクのキャニスタでSCC 対策について、SCC の 3 つの因子から着目した場は、材料にオーステナイト系ステンレス鋼を用いること、合の方式選定のオプションを比較して示す。既往の研究

溶接による残留応力が存在すること、海塩粒子が付着すにおいて、高耐食性材料を用いたキャニスタの SCC 対る可能性があることが３つの因子として想定されている。

策の有効性 1），2）が報告されている。米国での貯蔵実績、

よって、これらの因子のうち 1 つでも取り除くことがで国際的な経済性や標準化の必要性を勘案し、SUS304L
製キャニスタの SCC 対策評価の成立性について研究の現状をとりまとめた。

使用済燃料

⑴

キャニスタ SCC 対策シナリオ 3）
図 7-1-4 に、評価ケース１に対する SUS304L 製キャ

コンクリート製貯蔵容器

ニスタ SCC 対策シナリオの例を示す。貯蔵期間中にキャニスタ表面塩分濃度が SCC 発生限界濃度を超えることがなく、更に、万一 SCC が発生したとしてもき裂

キャニスタ
外気

進展を管理することにより密封機能を維持できるとするシナリオである。以下では、SUS304L 材を対象として、
SCC 発生限界塩分濃度試験や 4 点曲げ試験によるき裂
進展試験結果に基づき、これらシナリオの成立性を評価した結果について紹介する。SUS304L 材に対するシナ

図7-1-1108

コンクリートキャスクの構造

リ オ の 成 立 性 が 確 認 で き れ ば、SUS304L 材 に 比 べ 耐

シナリオ１SCC発生防止基準に基づく評価フロー

基本方針：SCCの発生を防止する。
方法：貯蔵期間を通してキャニスタ表面塩分濃度をSCCが発生する
限界の塩分濃度以下に維持できることを安全評価で確認し、定期検査で確認する。
評価対象の選定
・施設（除熱方式・立地環境）・部位（キャニスタ・温度履歴・使用材料）
・キャニスタ溶接部の残留応力対策の有無

限界塩分濃度評価

シナリオ２

SCCき裂進展管理基準に基づく評価フロー

基本方針：付着塩分量が限界塩分量を超え、万一SCCが発生してもSCCのき
裂進展を管理する。（シナリオ１が適用できないサイトを含む）
方
法：キャニスタ表面のき裂深さを測定し、次回定期検査までのき裂進展を評価し、許容厚さを下回らないことを確認のうえ、貯蔵を継続する。次回定期検査までに許容厚さを下回る場合は、それまでに補修又は搬出する。

定期検査（き裂深さα（t）
測定）

付着塩分濃度評価

き裂進展評価α(t+⊿t)=α(t)+dα/dt×⊿t
dα/dt：き裂進展速度⊿t：定期検査間隔内における濡れ時間（3.1節参照）

定期検査（付着塩分量測定）
次回検査までに許容厚さを下回らない

貯蔵継続
Yes

No

限界塩分濃度＞付着塩分濃度
No

補修

Yes

No

Yes

次回 定検へ

シナリオ１→シナリオ２

貯蔵継続

搬出

図7-1-4 キャニスタSCC対策シナリオの例

表 7-1-1
オプション

SCC の３つの因子から着目した場合の方式選定のオプション
材料

評価ケース１
従来材
米国で実用化している方式 （SUS304L,
評価ケース２

評価ケース４

力

対策せず

残留応力低減対策
SUS316L 等）・ピーニング注 2・バーニシング注 3
高耐食性・レーザー / 電子ビーム溶接注 4
材料（SUS329J4L,
対策せず
YUS270 等）

環境

表面塩分濃度管理
or き裂進展管理（図 7-1-4 参照）

貯蔵
コスト注１
小
中

対策せず

大

表面塩分濃度管理
or き裂進展管理大

注 1：貯蔵コストは、設備費（キャスクや貯蔵施設等）と運転費（溶接や輸送等）の合計を示す。
注 2：通常のピーニングでは、表面（250 〜 500 μm 程度）しか応力反転できない可能性が高く、ハンドリング性（キャニスタの表面の保護）に課題が大きい。また、溶接方法に応じた自動化システムの開発も必要。
注 3：アイダホ国立研究所で開発された残留応力対策技術で、Low Plasticity Burnishing（低塑性擦り：以下、LPB）と呼ばれる 4）。表面から 5mm 程度まで圧縮応力が導入可能であり、自動化システムも開発済である。
注 4：実績のある SAW（サブマージアーク溶接）や TIG（タングステン・イナート・ガス溶接）に比べ低残留応力が期待できるが、製造方法の成立性やコストの確認が必要。

SCC が高い SUS316L 材にも有効なシナリオとなる。加量）によって決まり、絶対湿度が一定であれば、温度がえて、SCC 抑制に有効な残留応力対策の SCC 発生への高いほど相対湿度は低くなる。国内の気象観測データを

影響を評価し、表 7-1-1 に示した評価ケース 2 の成立性

参照すると、日本各地の絶対湿度の年間最大値は 23 ～についても紹介する。

28g/m3 となっている。絶対湿度 30 g/m3 として、SCCの発生が懸念される 100℃以下の相対湿度を示したもの⑵

SCC 発生防止基準に基づく SUS304L キャニスタのが図 7-1-5 である。このように実環境を考慮した場合、成立する環境条件

80℃以上では相対湿度は 10% 以下となり、海塩は十分

相対湿度は温度と絶対湿度（空気中に含まれる水分に乾燥していると考えられる。

電中研レビュー No.55 ● 109

第７章

評価ケース３応80SCC発生・進展の可能性がある時間の積算：15,021時間

相対湿度（%）

70
60

80℃においてSUS304Lでき裂が発生する下限界湿度

絶対湿度30g/m3から計算

50
40
30
20
10
0

40

50

60

70

80

90

100

温度（℃）

図7-1-5的な地点での気象データとキャニスタ表面温度の変化を
100

0.6

80

キャニスタ温度
0.4

60

0.2

40

0.0

20

0

10

20

30

40

50

キャニスタ温度と気象データから求めた
SCCが進展する時間

120

気中塩分濃度μg/m3 SUS304LのSCC
2040 発生限界塩分濃
100
250
500

0.8

図7-1-7

考慮すれば、濡れ時間法 1） に基づき、貯蔵期間中にキャニスタ温度(℃）

付着塩分量(g/m2 as Cl)

1.0

キャニスタで想定される温度と相対湿度（最大値）の組合せ

SCC が発生・進展する時間を積算でき、この積算時間にき裂進展速度を乗じて得られる進展量と、初期の仮想
き裂寸法を加えた値がキャニスタの板厚を下回れば密封機能を維持できる。この濡れ時間法に基づき、貯蔵期間60 年にわたる SCC 進展深さを算定した例を図 7-1-7 に示した。SCC 進展深さは約 4mm となり、キャニスタの標準的な板厚 12.7mm（0.5 インチ）を下回る結果となる。

60

貯蔵年数

図7-1-6⑷

貯蔵年数とキャニスタ表面に付着する塩分量との関係

残留応力対策の SCC 発生への影響
実機相当のキャニスタの施工を考慮した溶接試験体を製作し、試験体溶接部表面に 3 種類（レーザーショット
ピ ー ニ ン グ；LSP, Low Plasticity Burnishing; LPB4）、しい条件（温度 50℃ , 相対湿度 35%）で SUS304L 材のジルコニアショットピーニング；ZSP）の溶接残留応力

定 荷 重 SCC 試 験 に よ る 限 界 塩 分 濃 度 試 験 を 実 施 し、緩和処理を施し、Ｘ線回折法による残留応力測定により、

SCC 発生限界塩分量として 0.8 g/m as Cl を得た。さら

図 7-1-8 に示すように深さ 0.6mm まで圧縮応力が付与に、気中塩分濃度とキャニスタ表面の付着塩分累積量のできることを確認した。

2

相関式 5） から、気中塩分濃度が 40 μg/m3 の場合、貯TC/As Machined
TC/LPB
TC/LSP
TC/ZSP

蔵期間 60 年での付着塩分累積量は SUS304L 材の SCC
発 生 限 界 塩 分 濃 度（0.8g/m2 as Cl） の 約 1/4 と な り、
SUS304L キャニスタを用いたコンクリートキャスク貯蔵の成立性が期待できる（図 7-1-6）。
⑶

SCC き裂進展管理基準に基づく SUS304L キャニス
タの腐食寿命実機環境よりも厳しい条件（温度 80℃、相対湿度

35%, 付着塩分量 10g/m2 as Cl）における SUS304L 材の
4 点 曲 げ 試 験 よ り、 表 面 の SCC 進 展 速 度（2 × 10

LC/As Machined
LC/LPB
LC/LSP
LC/ZSP

600
Depth at 0.51mm

400
200
0
-200
-400
-600
-800
-1000
0

20

40

60

Distance (mm)-11m/s）を求めた。この進展速度を用いて、我が国の代表

110

Reisual Circumferential Stress（MPa）

第７章

上記の温度、湿度条件を踏まえて、実機環境よりも厳図7-1-8残留応力の分布80さらに、実機よりも厳しい条件（温度 80℃・相対湿

7-1-2

SCC 対策に資する気中塩分量評価 6, 7）

度 35%・付着塩分量 4 g/m2 as Cl）で 1000 時間以上のSCC 試験を実施した結果、図 7-1-9 に示すように、緩和

使用済燃料を海岸近くでコンクリートキャスク貯蔵す

処理を施さない個所においては溶接線近傍で SCC と推る場合、キャニスタ材の SCC による密封機能評価が必定されるき裂が発生したが、緩和処理を施した個所にお要となる。SCC 評価の一つとして、貯蔵期間中、キャいてはき裂の発生は認められなかった。これより、いずニスタ表面に付着する塩分量の評価が挙げられる。付着れの緩和処理も溶接残留応力対策に有効であり、実機へ

塩分量評価を行うためには、貯蔵施設での空気中に含ま適用できる見通しを得た。

れる塩分量評価も必要となる。本研究では、付着塩分量

今後は、SUS316L の SCC 評価データを取得すると共評価のため、室内試験および実環境試験を行い、付着塩に、実物大コンクリートキャスクを用いた経年変化実証

分量の経時変化データを取得し、風速や試験片温度が付試験を行い、上記の SUS304L キャニスタの SCC 対策の

着塩分量に与える影響を明らかにした。しかし、室内試

有効性を確認する必要がある。

験では、空気中の塩分濃度（以下、気中塩分濃度）の調整が困難で、海岸近くの環境に比べ、103 オーダー程度高くなっている。本研究では、気中塩分濃度などが付着量に与える影響を調べるため、海岸から約 4km 内陸に入った地点に試験装置を設置し、付着塩分量の時間変化を計測した。
⑴

試験装置、試験方法⒜

室内試験
室内試験は、当研究所の我孫子地区で実施した。試験

装置は、断面が 40 × 40cm、長さ約 4m の矩形風洞で、上流側に、ブロア、恒温・恒湿槽、整流部があり、一定(a)

試験片の表面状態

温度・湿度の空気を風洞内に送ることが可能な構造である（図 7-1-10）。風洞下流部には、75 × 75mm の金属試験片 10 枚が設置可能で、試験片は、風洞内表面に平である。風洞の上流部には、ノズルが取り付けてあり、試験片設置部(b)

未処理の表面でき裂が発生した個所
風洞部
ノズル噴霧部

整流部(c)

LPB 処理を施した面（腐食のみでき裂は無い）

図7-1-9SCC試験後の表面状態

図7-1-10

室内試験装置の外観

電中研レビュー No.55 ● 111

第７章

らに設置する。試験片温度は、ヒータにより制御が可能試験中、風洞内に塩水を噴霧する。洗浄した試験片を風を取り外し、試験片表面に付着した塩分をガーゼで拭き洞内に設置し、一定時間、塩水を噴霧した状態で風洞内取り、付着した塩分量を測定した。試験片温度は、30℃に空気を送り、試験終了後、試験片を取り出して、表面

および 100℃で一定とした。
さらに、実環境での気中塩分量を明らかにするため、に付着した NaCl をガーゼで拭き取って分析した。風洞
は、水平と垂直の両姿勢で試験が可能である。

従来の気中塩分量測定方法であるドライガーゼ法（JIS⒝

Z 2138）に加え、エジェクター式気中塩分計での測定も

実環境試験
実環境試験は、材料腐食の暴露試験の代表的な試験場行った。

の一つである、（財）日本ウエザリングテストセンター
銚子暴露試験場で実施した（図 7-1-11）。試験場は、海⑵

試験結果

岸から約 4km 内陸に入った地点である。試験装置は、

図 7-1-12 に、付着塩分量の室内試験および実環境試

自 然 換 気 型 の 建 屋 内 に、 断 面 20cm × 20cm、 長 さ 約

験結果を示す。横軸は経過時間で、縦軸は試験片に付着

2.5m の風洞５体を垂直に設置したものである。屋外かした Cl イオン量を表している。室内試験では、試験パら建屋内に流入した空気は、風洞の下部から上向きに流ラメータとして、風速（0.3、0.85、1.4m/s）および試験

れ、ブロワを介して、屋外に排出される。各風洞の下流

片温度（30、100、200℃）を変化させた。その結果、風部には、75 × 75mm の金属試験片 5 枚が設置可能で、速が大きいほど付着量は多くなり、試験片温度が高いほ試験片は、風洞内表面に平らに設置する。試験片温度は、ど、付着量が少なくなる傾向を示すことが明らかとなっヒータにより制御が可能である。試験では、洗浄した試た。この原因は、風速が大きいと空気の乱れが大きくな

験片を風洞に取り付け、風洞に連結されたブロワを一定り、塩分粒子が壁面に衝突する割合が大きくなるためと流量で運転する。一定期間経過した後、風洞から試験片考えられる。また、試験片温度が高い場合には、①試験片に近づく塩分粒子が蒸発により液滴から固体になりや

計測小屋

すく、固体の場合には液滴に比べて付着しにくいこと、

排気口②試験片表面に自然対流境界層があり塩分粒子が近づきにくいこと、③温度が高いと拡散係数が大きくなり、空
気中の塩分粒子濃度が小さくなること、④試験片に付着した塩分粒子が乾燥状態となり、湿潤状態よりも剥がれやすいことなど、様々な要因の複合効果によるものと考

第７章

給気口

えられる。一方、実環境試験結果では、付着塩分量が非常に少なく、経過時間に対する増加傾向や風速、試験片（a） 試験建屋

温度の影響もほとんど見られなかった。これは、試験のヒータ
風洞実施場所が海岸から 4km 内陸に入った場所であり、気付着塩分量 （mg/m2 as Cl-）

1000

足場

SUS304LのSCC限界塩分量
800mg/m2

100

1.4m/s、30℃（室内試験）
1.4m/s、100℃（室内試験）
0.85m/s、30℃（室内試験）
0.3m/s、30℃（室内試験）
1.4m/s、200℃（室内試験）
実環境試験結果（30,100℃）

室内試験結果10気中塩分量

11mg/m3

2μg/m31
実環境試験結果

0.1
1.E+00（b） 試験装置

図7-1-11112

実環境試験装置の外観

1.E+01

1.E+02

1.E+03

1.E+04

1.E+05

1.E+06

1.E+07時間（h）

図7-1-12

試験片上への付着塩分量と時間の関係

中塩分量が小さいことが原因と考えられる。室内試験で

7-1-3

SCC 対策に資する塩分流入低減装置の開発 8)

は、噴霧する液滴の大きさを海岸に近い場所で過去に計測されている大きさ（数十μm）とほぼ同等とするため、ノズルで強制的に塩水を噴霧している。ノズルの性能か

コンクリートキャスク内のキャニスタ溶接部に発生がら、噴霧量は小さくできないため、室内試験での気中塩懸念される SCC の対策として、溶接残留応力の緩和処

分濃度は、実環境試験での値に比べ、103 オーダー大き理があるが、コンクリートキャスク内部に冷却空気と共くなっている。従って、室内試験は、気中塩分濃度が高に入る海塩粒子量を低減すれば、更なる効果が期待できいことにより、実環境試験の加速試験となっている。図る。当所では、貯蔵施設もしくはコンクリートキャスク

7-1-12 に示す直線は、室内試験および暴露試験結果のにおいて、自然空冷方式を採用した状態で、流入する海包絡線である。室内試験では時間とともに付着塩分量が塩粒子量を低減する装置、すなわち除熱性能を損なわな増加しているが、実環境試験では付着塩分量の増加はほい低圧力損失の塩分流入低減装置（以下、低減装置）を

とんど見られず、約 3mg/m （as Cl ）以下であった。

提案した。低減装置は、図 7-1-13 に示すように貯蔵施

今後、気中塩分濃度の高い地点での付着塩分量測定が必

設の給気口に設置され、その構造は、多段の板より構成要である。

されている。板間を空気が通過する際に、空気中の海塩2-

気中塩分量のドライガーゼ法による測定では、1 ヶ月

粒子が板面で捕獲されることにより、流入する塩分量を間、10 × 10cm のガーゼを雨が直接当たらないように低減するものである。ここでは、板面を水で濡らすこと

屋外に放置し、そのガーゼに付着した塩分量を測定する。

により、塩分を潮解・捕獲するものとした。なお、低減

この方法は、直接、気中塩分量を測定するものではなく、装置は、コンクリートキャスクの給気口に設置して使用

空気中に含まれる塩分粒子のうち、ガーゼに衝突・付着することも可能である。

し、そのまま 1 ヶ月間落下せずに、残ったものを測定する方法である。この方法は JIS で定められた方法で、測⑴低減装置の評価試験
低減装置の性能を評価するために、矩形（100mm ×

環境の比較には、有意義な方法である。2008 年 4 ～ 12100mm）ダクト内に複数のステンレス板を流れ方向に月の測定結果（屋外）では、1 日当たり 10cm のガーゼ

均等な間隔で配置した試験装置を用いて、圧力損失試験に付着する NaCl 量は、0.053 ～ 0.315mg（平均 0.156mg）

および海岸に近い実環境（電中研横須賀地区臨界暴露実で、この数字は、日本にある暴露試験場の中では、比較

験場）での塩分低減試験を実施した。なお、塩分低減試

的、高い値である。

験においては、板面を水で濡らした状態を保ち、塩分を2

一方、当研究所が開発したエジェクター式気中塩分計
は、外気をガラス容器内にポンプで取り込み、空気中の含んだ空気を一定期間ブロアで吸引し、低減装置で捕獲される塩分量の割合を実測により求めた。

塩分粒子を容器内の水に溶け込ませるため、取り込んだ

ここでは、上記ダクト内に、長さ 300 ㎜のステンレス

空気量と水中の塩分量から気中塩分量が直接測定できる板（厚さ 0.5 ㎜）を 10 枚配置した低減装置に対しての測定器である。しかし、この測定器は、開発途中の機器試験結果を紹介する。

で、屋外での長時間の測定には不向きであった。実環境試験では、試験建屋内に測定器を置き、初めて長時間の自然空冷測定を行った。その結果、2008 年 4 月から 2009 年 2 月の期間で、測定器 2 台の 1 ヶ月平均の値は Cl イオン量

貯蔵施設
コンクリートキャスク

で、1.0 ～ 2.9 μ g/m3 であった。このように、エジェク
ター式気中塩分計では、ドライガーゼ法では測定できな
い気中塩分量を測定することができる。

キャニスタ

図7-1-13

海塩粒子
たとえば、水電力中央研究所考案の塩分流入低減装置

電中研レビュー No.55 ● 113

第７章

定が容易なことから一般的に用いられており、気中塩分約１ヵ月毎に、低減装置で捕獲した塩分量の割合を実測

圧力損失係数：ξ(-)

300より求めた。また、本サイトにおいて、テンラインサン

市販の低圧力損失フィルタ（試験値）
低減装置（試験値）
低減装置（計算値）

250
200

プラーを用いた飛来粒子径計測を行ったところ、2.5150μm 以下と 10 μm 以上をピークとする粒子径分布が計100測されたことから、重力沈降効果に、上記の塩分粒子径50

分布を考慮することにより、塩分捕獲率を計算・評価し0

0.0E+00

2.0E+03

4.0E+03

6.0E+03た。図 7-1-15 は、試験値と計算値を比較したものである。

8.0E+03Re(-)

図7-1-14⑵

圧力損失の比較低減装置を図 7-1-16 に示すコンクリートキャスクの給気口に設置した場合の装置性能について検討した。な70

塩分捕獲率：Ｒ（％）

実機適用性評価

試験値

60

計算値

お、給気流速等の条件（表 7-1-2）については、実物大

50

コンクリートキャスクを用いた除熱試験結果 9）を用いた。

40
30
20
10
0
0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

流速：U(m/s)

図7-1-15⒜

塩分捕獲率

塩分低減装置

圧力損失試験
図 7-1-14 は、低減装置の圧力損失を市販の低圧力損
図7-1-16失フィルタと比較したものである。低減装置の圧力損失低減装置の設置例

係数（ξ）は、市販の低圧力損失フィルタのそれに比べて、1/30 ～ 1/20 と小さいことが分かった。また、既存の圧力損失評価式を適用し、試験結果と比較することに

第７章

より、評価式の妥当性が示された。
⒝

塩分低減試験
試験を実施した電中研横須賀地区臨界暴露実験場は、海岸から約 50m 離れた場所に位置している。 試験では、
表 7-1-3
板枚数 一段当たりの流路高さ
n
H（mm）
1
279.5
2
139.5
3
92.8
4
69.5
5
55.5
10
27.5
12
22.8
15
18.2
18
15.1
20
13.5
21
12.8
25
10.7
30
8.8
40
6.5

114

表 7-1-2

設定したコンクリートキャスク条件

給気温度：Tin（℃）
排気温度：Tout（℃）
給排気温度差（計測値）：Δ T（℃）
１基当たりのキャスク発熱量：Q（kW）
給気口での流速（計測値）：U0（m/s）
給気口高さ：H0（ｍ）
給気口幅：B（ｍ）

33
98
65
22.6
0.865
0.28
0.3

低減装置の性能評価

流路流速 捕獲可能粒子径 流路内のu（m/s）
dp（μ m）
Re 数
0.867
87.7
1.54E+04
0.868
62.0
1.01E+04
0.870
50.6
7.56E+03
0.871
43.8
6.03E+03
0.873
39.2
5.02E+03
0.881
27.7
2.72E+03
0.884
25.3
2.30E+03
0.889
22.6
1.87E+03
0.894
20.7
1.57E+03
0.897
19.6
1.42E+03
0.899
19.1
1.36E+03
0.905
17.5
1.15E+03
0.914
16.0
9.62E+02
0.932
13.9
7.27E+02

圧力損失 圧力損失係数
Δ P（Pa）
ξ
0.02
0.05
0.04
0.08
0.05
0.12
0.07
0.16
0.09
0.20
0.19
0.44
0.22
0.52
0.32
0.74
0.46
1.07
0.57
1.33
0.63
1.47
0.92
2.12
1.35
3.13
2.53
5.86

上昇温度
δΔＴ
0.03
0.05
0.08
0.10
0.13
0.28
0.34
0.48
0.69
0.86
0.96
1.38
2.03
3.80

塩分捕獲率
（%）
3.3
6.6
9.9
13.3
16.6
31.7
35.8
40.0
44.2
43.4
43.8
44.9
45.7
46.8

上下動の影響や複数のガタ衝突による衝撃力が使用済燃低減装置の板厚 0.5mm、板長さを 500mm として、設料の構造健全性に及ぼす影響を評価した。

置する板の枚数をパラメータとした場合の装置性能を表
7-1-3 に示す。その結果、15 枚の板を設置すると、塩分

7-2-1

捕獲率 40％で、温度上昇は、0.48℃となり除熱の妨げに実物大コンクリートキャスク耐震試験

ならない低減装置を設置できることが分かった。
実規模大コンクリートキャスクを用いた大型振動台に
⑶

今後の課題

よる振動試験 1）およびその結果は、以下の通りである。

塩分粒子径分布のサイト依存性評価、低減装置で水を・ 耐震試験で使用する実規模大コンクリートキャスク

使わない場合に捕獲した海塩粒子の再飛散対策の検討が（直径約 4m、長さ約 6m、重さ約 180t）、振動試験用必要である。

模擬燃料集合体（PWR、BWR）、貯蔵施設床モデルなどの設計・製作を実施した。

7-2 耐震評価

・（独）防災科学技術研究所 E- ディフェンス（兵庫県三木市）の大型三軸振動台を用いて、３種類の地震波

国の定めた技術要件によれば、固縛しないコンクリー（El Centro、JMA 神戸、人工地震波など）を対象に、トキャスクを用いた杭基礎で支持される中間貯蔵施設に

周波数特性試験や振動試験を実施した（図 7-2-1）。

おいては、コンクリートキャスクへの適切な設計地震力

主な計測項目は、貯蔵容器の回転角度・角速度や加速を設定し、転倒せず、隣り合うキャスクが緩衝せず、燃度、滑り変位、キャニスタや燃料の加速度やひずみ、料への影響もないことを確認することが要求されている。

ガタ変位などである。試験では、コンクリートキャス

これまでの地震時における固縛しないコンクリートキャ

クの固縛の有無、入力加速度レベル、上下動の有無をスクの評価事例については、相似モデルによる振動試験

パラメータとして実施した（図 7-2-2）。

や、燃料・バスケットのガタを考慮しない簡易モデルに・ ロッキングや滑り、回転を伴うコンクリートキャスク

よる評価が実施されおり、燃料のガタ系の挙動まで評価の 3 次元的な地震時応答を明らかにし、剛体の転倒限した事例は少ない。

界評価式より得られる限界加速度を超えるレベルに増

本節では、固縛しないコンクリートキャスクについて、幅した波形を入力しても、コンクリートキャスクは転・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
コンクリートバスケット

転倒防止安全架台

キャニスタ

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[コンクリートキャスク概念図]

貯蔵施設床モデル
8,000mm
入力加振図7-2-1800mm

主な計測項目

Z
Y

冷却空気
入口

渦電流変位計

貯蔵容器
胴部

X

第７章

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

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)

大型三軸振動台による実物大コンクリートキャスク耐震試験

電中研レビュー No.55 ● 115

Max. Angle(rad)

0.03
0.02
0.01
0.00
-0.01
-0.02
-0.03

Max. Angular Vel.(rad/s)

0.3
0.2
0.1
0.0
-0.1
-0.2
-0.3

Y-direction Angle

max= 0.028

min= -0.023

Y-direction Angular Vel.

max= 0.230

min= -0.259

0

4

6

8

10
12
Time (sec)

14

16

18

20

キャスクロッキング応答の例（JMA 神戸波）150
転倒限界エネルギー速度125

入力波形：JMA神戸（継続時間15秒）

100

T0=0.2sec
1/3T1=1sec
ウインドウ幅
2/3T1=2sec
T1=3sec
1/3縮尺模型の加振結果

7550

H (=2h)

等価ウインドウエネルギー速度（cm/sec）

図 7-2-2

2

θ

25
0
0

2

4

6

8
時間 (sec)

10

12

14

B (=2b)
キャスク転倒のイメージ

図7-2-3ウインドウエネルギーの適用性

倒に至らないことを明らかにした。

0.3 a の値（a；図 7-2-3 右図）を用いれば、ウインド・ キ ャ ス ク と キ ャ ニ スタ間、キャニスタと燃料 間 の

ウエネルギーの最大値は実験値（図 7-2-3 凡例中の加振ギャップにより、入力加速度が増加しても、燃料に発結果のライン）の２倍程度の妥当な値を与えることが分生するひずみは比例的には増加しておらず、対象とし

かった。

第７章

た地震入力の範囲では、燃料の応答は弾性範囲内に抑えられることが明らかとなった。

本研究は、経産省原子力安全・保安院からの受託研究として実施したものである。

以上により、固縛しないコンクリートキャスクは、大きな地震力を受けても転倒安定性に問題はなく、燃料も7-3 遮へい評価

健全であることが確認された。
図 7-3-1 に、コンクリートキャスクの安全機能を示す。

7-2-2

地震時安定性評価手法の提案

国が定めた使用済燃料の貯蔵に関する規則によれば、事業者は 1 年ごとに収納燃料の閉じ込め性能を確認するこ

縦置き・非固縛で貯蔵中の使用済燃料貯蔵キャスクがとを求めており、使用済燃料を包蔵するキャニスタの目

地震力を受けた際の転倒評価手法として、キャスクの浮視検査手法の実用化が重要となる。さらに、貯蔵期間中、上りに有効な入力エネルギーと、ある区切られた継使用済燃料からの放射線と崩壊熱が同時に作用するコン

続時間（ウインドウ幅：Twindow）内に瞬間的に入力されクリート部において、所定の遮へい性能が維持されるよるエネルギーとの相関に着目した、貯蔵容器の浮上りに

うに、設計・製造段階で対策を講じておく必要がある 1,2）。

寄与する合理的なウインドウエネルギーを提案した 3）。

本節では、アイダホ国立研究所において、15 年以上

Twindow の評価時間として周期変動範囲の長周期側 T1 =屋外で使用済燃料を実貯蔵実験中（図 7-3-2）の VSC-

116

2）

使用済燃料、構造部材等の健全性維持のため、崩壊熱を適切に除去被ばく影響の無いよう、放射遮へい線を適切に遮へい
被ばく影響の無いよう、放射閉じ込め性物質を適切に閉じ込め
いかなる場合にも臨界到達
臨界防止
を防止

コンクリート

除 熱

キャニスタ

構造強度
（キャニスタ頂部付近）

物理特性の経年変化が及ぼす影響の確認：例えば、コンクリート
事業者は一年毎に閉じ込め性能を確認する必要がある
キャニスタのSCC対策の実施
キャニスタ表面の目視検査方法の実用化

図7-3-1

コンクリートキャスクの安全機能調査の対象とした
VSC-17型コンクリートキャスク（キャニスタ中央部溶接線付近）使用した機器・東芝製 IK-M44H ファイバースコープカメラ
・ズーム / アングル機能付 17mm 径プローブ
・インターライントランスファー型 CCD カメラ

図7-3-3

図7-3-2

アイダホ国立研究所で実貯蔵中のコンクリート
キャスクを用いた実測試験

キャニスタ表面の目視検査例なった。さらに、シュミットハンマー法によりキャスク
表面のコンクリート強度を測定した結果、平均値は47MPa であり、打設後 28 日強度 33MPa を上回ってお17 型コンクリートキャスクの実測試験により、キャス

り強度低下はなかった。

ク内部の表面状態、および遮へい機能に関わる物理特性の経年変化を明らかにした 3）。

キャニスタ表面目視

遮へい性能

図 7-3-4 に、15 年貯蔵後のコンクリートキャスクの遮へい性能の測定例を示す。15 年貯蔵後のキャスク表

図 7-3-3 に、ファイバースコープカメラを排気口から

面線量は、貯蔵初期に比べ約 1/3 に低減しており、線源

挿入し、キャスク内部の撮影を行いキャニスタ表面の目の減衰低下による評価値とほぼ一致し、遮へい性能の低視検査を実施した例を示す。放射線環境場でも、自然色下はない。一方、排気口ダクトから下方２m 付近までの表面状態の撮影が可能であった。撮影した画像データの範囲で、局所的なコンクリートの密度低下に起因するより、腐食対策を施した炭素鋼製キャニスタ表面には、高い線量領域があることが確認された。

閉じ込め性能の喪失を懸念させる腐食は見られていない。

また、この領域で発生したひび割れの累積長さと表面線量測定値との間に強い相関はなく、表面ひび割れの発

7-3-2

キャスク表面状態の経年変化

生が放射線量に及ぼす影響は無視できる。
さらに、排気口ダクトから下方２m 付近までの範囲

コンクリートキャスクでは、排気口近傍のコンクリー

でコンクリート弾性波速度分布の測定を行った結果、弾ト温度が高く、貯蔵初期（総発熱量 14.9kW）の最高温

性波速度が局所的に低い部分が存在することが確認され度は 70℃であったが、15 年経過後の最高温度は 40℃とた。施工時のブリージング水が排気口ダクト直下に滞留

電中研レビュー No.55 ● 117

第７章

7-3-1

7-3-3

1990年：225度測線での実測値
2004年：225度測線での評価値
2004年：38度測線での実測値
キャスク高さ (m)キャスク高さ (m)

6
5
4
3
2
1
0
0
10
20
30
40
50
ガンマ線による線量 (mrem/h)

5.2
5.0
4.8
4.6
4.4
4.2
4.0
3.8
3.6
3.4
3.2
3.0
2.8
2.6

ガンマ線量
(mrem/hr)

排気口ダクト

線量が局所的に高い領域

0面と鉄筋との狭隘部については、コンクリート種類の選
択や施工方法の最適化など、十分な施工前の配慮が重要
である。

315

360

7） 亘、
「コンクリートキャスクのキャニスタ表面付着塩分量評価（その 2）－実環境での気中塩分量および付着塩
分量測定試験－」電力中央研究所報告 N11028（2012）．
8） 竹田浩文、三枝利有：キャニスタ SCC 防止に対する塩

9） 竹田浩文、亘真澄

7-21） K. Shirai, et al.：Experimental Studies of Free-Standing
Spent Fuel Storage Cask subjected to Strong
Earthquake, PATRAM 2007, Miami, Florida, USA,2007.

純一他：使用済燃料コンクリートキャスク貯蔵用

第７章

キャニスタ候補材の塩化物応力腐食割れ特性（その 5）－ SCC 評価および塩分流入低減技術の考案－、電力中央研究所報告、Q06014、平成 19 年 6 月．
他、「コンクリートキャスク方式による使用済燃料貯蔵の実用化研究－ 304L ステンレス鋼キャニスタの塩化物応力腐食割れ防止に対する成立性評価－」電力中央研究所報告 N10035（2010）．
4） J. E. Scheel, et al.,“Mitigation of Stress Corrosion
Cracking in Nuclear Weldments Using Low Plasticity
Burnishing”, ICONE16-48597, Orlando, Florida, USA,May 11-15, (2008).
5） T. Saegusa, et al.,“Challenge to Overcome the Concernof SCC in Canister during Long-term Storage of Spent
Fuel”, International Conference on Management of
Spent Fuel from Nuclear Power Reactors, IAEA,
Vienna, Austria, 2010.6.
他、「コンクリートキャスクのキャニスタ表面付着

他：コンクリートキャスクの実用化

研究 －通常時の除熱試験－、電力中央研究所研究報告
N04029（2005）．

純一他：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塩化物応力腐食割れ特性（その 4）－長期試験による SCC 寿命評価および SCC 発生感受性の電気化学的検討－、電力中央研究所報告、Q06001、
平成 18 年 9 月．

118

270

塩分量評価－室内および実環境での付着塩分量測定試験－」
電力中央研究所報告 N09023（2010）
．

7-1

6） 亘

225

分流入低減装置の開発（その２）－塩分流入低減装置の適用性評価－、電力中央研究所研究報告 N11044（2012）．

参考文献

3） 白井

180

15 年貯蔵後のコンクリートキャスクの遮へい性能

る密度低下が進んだものと考えられる。排気口ダクト下

2） 谷

135

b）キャスク側面におけるガンマ線の測定例

し、長期にわたる温度負荷により当該部の水分散逸によ

1） 谷

90

キャスク周方向展開角度a）15 年貯蔵後のキャスク表面線量

図 7-3-4

45

7.00
6.78
6.56
6.33
6.11
5.89
5.67
5.44
5.22
5.00
4.78
4.56
4.33
4.11
3.89
3.67
3.44
3.22
3.00
2.78
2.56
2.33
2.11
1.89
1.67
1.44
1.22
1.00

2） 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 年．
3） 白井孝治他：エネルギースペクトルによる使用済燃料貯蔵キャスクの転倒評価、L57、2008 年日本原子力学会春
の大会．

7-3
1） 竹田浩文、亘真澄、白井孝治、三枝利有：コンクリー

トキャスクの実用化研究－通常時の除熱試験－、電力中央研究所研究報告 N04029、2005 年 6 月．
2） 園部亮二、白井孝治、亘真澄 : コンクリートキャスクの遮へい性能評価、電力中央研究所研究報告 N06006、
2006 年 12 月．
3） 白井孝治他 :15 年間貯蔵された VSC-17 型コンクリート
キャスクの経年変化実測試験、電力中央研究所研究報告
N08057、2009 年 8 月．