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