平成２９年度

文部科学省 国家課題対応型研究開発推進事業
原子力システム研究開発事業

プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現する
セキュリティ強化型安全燃料開発

成果報告書

平成 30 年 3 月
国立大学法人東京大学

本報告書は、文部科学省の原子力システム
研究開発事業による委託業務として、国立大学法人東京大学が実施した平成 26－29 年度「プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセ
キュリティ強化型安全燃料開発」の成果を取りまとめたものです。

目次
概略·····································································

１．はじめに·····························································

1.1 セキュリティと安全の定量的な評価··································

1.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計
1.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

xiv
1-1
1-1

··············

1-2······························

1-2

1.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験························

1-2···········································

1-2··························································

1-2

参考文献

·······························································

1-2

２．業務計画·····························································

2-1

1.5 ZrC 層被覆試験と特性評価
1.6 研究推進

2.1 全体計画··························································

2.2 平成 29 年度の成果の目標及び業務の実施方法
2.2.1 セキュリティと安全の定量的な評価

2-1·························

2-1······························

2-2(1) 高温ガス炉における核セキュリティ評価··························(2) 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価··············

2.2.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計

2-2
2-2

··········

2-2(1) 燃料成立性評価················································

2-2(2) 炉心核熱設計··················································

2-2··························

2-2

2.2.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

2.2.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験····················

2-2·······································

2-3······················································

2-3

2.2.5 ZrC 層被覆試験と特性評価
2.2.6 研究推進

３．平成 29 年度の実施内容及び成果········································

3.1.1-1

3.1 セキュリティと安全の定量的な評価（H26～H29） ························

3.1.1-1

3.1.1 高温ガス炉における核セキュリティ評価（H26～H29） ················

3.1.1-1(1) 目的··························································

3.1.1-1(2) 核セキュリティ事例の調査及びデータベースサーバの構築（H26） ·····

3.1.1-1(3) Pu 燃料製造工程を対象とした核セキュリティシナリオの作成（H27） ···3.1.1-1(4) Pu 燃料製造工程の VAI 解析（H28） ·································

3.1.1-2(5) Pu 燃焼高温ガス炉の VAI 解析（H29） ·······························

3.1.1-2(6) まとめ························································

3.1.1-8···························································

3.1.1-8

3.1.2 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価（H26～H29） ····

3.1.2-1

参考文献(1) 目的··························································i

3.1.2-1

(2) 高温ガス炉の PRA の調査検討（H26～H27） ··························

3.1.2-1(3) 炉心の輻射伝熱冷却特性の検討（H27～H28） ························

3.1.2-2(4) 黒鉛の輻射伝熱特性と事故時の炉心冷却性能評価（H29） ·············

3.1.2-3(5) ライフサイクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立についての評価（H29） ········

3.1.2-8························································

3.1.2-13···························································

3.1.2-13(6) まとめ
参考文献

3.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計（H26～H29）（再委託先：原子力機構） ···3.2.1-1

3.2.1 燃料成立性評価（H26～H29） ······································

3.2.1-1(1) 目的··························································(2) 被覆燃料粒子の概要

3.2.1-1············································

3.2.1-1(3) 内圧計算コードの整備（H26） ·····································

3.2.1-1(4) 内圧破損挙動及び ZrC 層による内圧抑制効果の評価（H27） ···········

3.2.1-2(5) 被覆層の厚さの検討（H28） ·······································

3.2.1-2(6) TRISO 被覆厚さの検討（H29） ······································

3.2.1-2(7) まとめ························································

3.2.1-3···························································

3.2.1-4

3.2.2 炉心核熱設計（H26～H29） ········································

3.2.2-1

参考文献(1) 目的··························································

3.2.2-1(2) コード整備及び入力ファイルの作成（H26） ·························

3.2.2-1(3) 核特性解析（H27） ···············································

3.2.2-1(4) 核熱特性解析（H28～H29） ········································

3.2.2-1(5) 導入シナリオ策定及びシステム成立性評価（H29） ···················

3.2.2-4(6) まとめ························································

3.2.2-5···························································

3.2.2-6

参考文献

3.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価（H26～H29）（再委託先：富士電機） ···3.3-1··························································

3.3-1

3.3.2 崩壊熱の検討（H26） ·············································

3.3-1

3.3.1 目的

(1) 崩壊熱の評価手法··············································

3.3-1······················································

3.3-1

3.3.3 温度挙動解析手法整備と予備解析（H27） ···························

3.3-1(2) 評価結果(1) 検討対象事象の摘出············································(2) 減圧事故時の原子炉温度挙動解析手法の整備と予備解析············(3) スクラム失敗事象時の再臨界挙動解析手法の整備と予備解析

3.3-1
3.3-2

········

3.3-2

3.3.4 出力増大の検討（H28） ···········································

3.3-3(1) 検討条件······················································
ii

3.3-3

(2) 検討結果······················································

3.3-3

3.3.5 炉心動特性解析手法整備予備解析（H28） ···························

3.3-4(1) 検討条件······················································

3.3-4(2) 解析結果

······················································

3.3-4

3.3.6 安全解析の実施（H29） ···········································

3.3-5(1) 減圧事故······················································(2) 減圧事故＋スクラム失敗事象····································(3) スタンドパイプ破断による制御棒飛び出し

3.3-6························

3.3-6························································

3.3-7·····························································

3.3-7

3.3.7 まとめ
参考文献

3.3-5

3.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造検討（H26～H29）（再委託先：原子燃料工業） ···3.4-1

3.4.1 CeO 2 -YSZ 模擬燃料核粒子の製造試験（H26～H29） ····················

3.4-1(1) 目的··························································

3.4-1(2) 試験の準備（H26） ···············································

3.4-1(3) 製造パラメータの違いが模擬燃料核の物性に及ぼす影響の検討（H27） ·3.4-2(4) 製造パラメータの最適化（H28） ···································

3.4-2(5) CeO 2 -YSZ 模擬燃料核粒子の製造（H28～H29） ························

3.4-2(6) まとめ

3.4-2························································

3.4.2 ZrC 被覆が被覆された CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用いた
TRISO 被覆粒子の製造試験（H26～H29） ········

3.4-2··························································

3.4-2(2) 試験の準備（H26） ···············································

3.4-2(3) 粒子流動試験（H27） ·············································

3.4-2(4) 流動条件の検討（H28） ···········································

3.4-3(5) TRISO 被覆粒子の製造試験（H28～H29） ·····························

3.4-3(6) まとめ

3.4-4(1) 目的························································

3.4.3 3S-TRISO 被覆粒子を用いた(1) 目的3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの試作試験（H29） ········

3.4-4··························································

3.4-4(2) 3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの製造方法··························

3.4-4(3) 3S-TRISO 模擬燃料コンパクト製造試験····························

3.4-5(4) 3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの検査及び物性試験··················

3.4-5························································

3.4-5

3.4.4 被覆粒子検査技術の開発（H26～H29） ······························

3.4-6(5) まとめ(1) 目的··························································

3.4-6(2) PuO 2 -YSZ 被覆粒子燃料の検査技術に関する調査検討（H26） ···········

3.4-6(3) 検査技術試験（H27） ·············································

3.4-6

iii

(4) 公定分析法等の調査検討（H28） ···································

3.4-6(5) 被覆燃料粒子の検査技術開発（H29） ·······························

3.4-7(6) まとめ························································

3.4-11·····························································

3.4-11

3.5 ZrC 層被覆試験と特性評価（H26～H29）（再委託先：原子力機構） ··········

3.5-1

参考文献

3.5.1 目的··························································

3.5-1

3.5.2 ZrC 被覆試験装置の点検・修理、改造及び及び動作確認（H26） ········

3.5-1

3.5.3 YSZ 模擬燃料核の流動条件（H27～H28） ·····························

3.5-2(1) 高温下での炉内温度分布の把握（H27） ·····························

3.5-2(2) 粒子流動特性の把握（H27～H28） ··································

3.5-2

3.5.4 YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験及び特性評価（H27～H28） ·········

3.5-4(1) YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験（H27～H28） ·····················

3.5-4(2) Zr 層及び YSZ 境界面の材料特性評価（H27～H28） ····················

3.5-4(3) YSZ 模擬燃料核/ZrC 境界部分の透過型電子顕微鏡観察（H27～H28）·····

3.5-6

3.5.5 CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験及び特性評価（H29） ·········

3.5-6(1) 特性評価······················································(2) 特性評価を通じた ZrC 被覆層の高品質化に向けた考察··············

3.5-7························································

3.5-8·····························································

3.5-8

3.5.6 まとめ参考文献

3.6 研究推進
４．結言

3.5-7

··························································

3.6-1·································································

4-1

4.1 セキュリティと安全の定量的な評価··································

4-1································

4-1

4.1.1 高温ガス炉の核セキュリティ評価

4.1.2 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価··············

4-1

4.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計··············

4-2

4.2.1 燃料成立性評価················································

4-2

4.2.2 炉心核熱設計··················································

4-2······························

4-2

4.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

4.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験························

4-3···········································

4-3

4.6 研究推進··························································

4-4

4.7 今後の展開························································

4-4

4.5 ZrC 層被覆試験と特性評価

付録
A1.

H29 年度までの外部発表実績···········································

iv

A1-1

v

表一覧
表 3.1.1-1

FT の各記号に対応する機器名称と設置エリア

表 3.1.1-2

妨害破壊行為の手段

表 3.1.1-3

Fault Tree のイベント#1～#8 の概要

表 3.1.1-4

妨害破壊行為の手段を考慮した場合の、防止すべき１２のターゲットセット

表 3.1.1-5

表 3.1.1-5 妨害破壊行為の手段を考慮しない場合の、防止すべき４のターゲ
ットセット

表 3.1.2-1

酸素濃度を変えた注入実験条件

表 3.1.2-2

酸素濃度を変えた注入実験の温度変化

表 3.1.2-3

Star CCM+の解析条件（950℃定常状態）

表 3.1.2-4

Star CCM+の解析値と実測値の比較

表 3.1.2-5

RELAP5 解析の境界条件

表 3.1.2-6

FOM の値と物質魅力度カテゴリ

表 3.1.2-7

E P の値

表 3.1.2-8

Ogawa の実験条件

表 3.1.2-9

RELAP5 解析に用いたパラメータ

表 3.2.1-1

最大燃焼度における被覆燃料粒子内圧の計算結果

表 3.1.1-2

設定した燃料仕様

表 3.2.2-1

核熱成立性の条件

表 3.2.2-2

炉心の主な仕様

表 3.2.2-3

燃料の主な仕様

表 3.2.2-4

90 カラム炉心の反応度温度係数の計算結果

表 3.2.2-5

132 カラム炉心の反応度温度係数の計算結果

表 3.3-1

崩壊熱

表 3.3-2

予備解析で用いた動特性パラメータ・温度係数

表 3.3-3

最終計算での動特性パラメータ・温度係数

表 3.4.1-1

バッチ No.Y64 の粒子の粒度分布測定結果(投影機法)

表 3.4.1-2

ゲル粒子(乾燥)の製造条件

表 3.4.1-3

ゲル粒子(乾燥)の熱処理条件

表 3.4.2-1

TRISO 被覆試験結果一覧

表 3.4.3-1

焼結後 3S-TRISO 燃料コンパクトの検査結果

表 3.4.3-2

焼結後 3S-TRISO 燃料コンパクトの金相試料における 3S-TRISO 被覆層厚さ検査結果（金相-投影機法）（μm）

表 3.4.4-1

模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果

表 3.4.4-2

模擬被覆燃料粒子 2 バッチの構成

表 3.4.4-3

模擬被覆燃料粒子の被覆層厚さ測定条件（金相試験法（金相試験－投影機法））

表 3.4.4-4

模擬被覆燃料粒子の被覆層厚さ測定条件（金相試験法（金相試験－画像解析法））

表 3.4.4-5

模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（液浸密度法）
vi

表 3.4.4-6

模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（液浸置換法）

表 3.4.4-7

模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（浮遊沈降法）

表 3.4.4-8

模擬被覆燃料粒子の直径測定条件（投影機法）

表 3.4.4-9

模擬被覆燃料粒子の外観観察条件（顕微鏡法）

表 3.4.4-10

模擬被覆燃料粒子の断面組織観察条件（金相試験法）

表 3.5-1

4 孔スパウトベッド・模擬粒子流動試験結果（ZrC-16-1003、流動床温度条件
1350℃、YSZ 模擬粒子（ZCP-04P05）、バッチ量 100 g）

表 3.5-2YSZ 粒子ならびに CeO 2 -YSZ 粒子上への定比 ZrC 被覆試験条件

表 3.5-3

投影機による ZrC 厚さ測定結果（H27～29 年度）

表 3.5-4

ZrC 定比性測定結果（H27～29 年度）

表 3.5-5

粒子密度測定結果（H27～29 年度）

表 3.5-6

ZrC 密度測定結果（H27～29 年度）

vii

図一覧
図 1-1

被覆燃料粒子の研究開発における本研究の位置付け

図 1-2

従来の UO 2 被覆粒子燃料とセキュリティ強化型安全燃料

図 3.1.1-1

Pu 燃焼高温ガス炉の模擬プラント図

図 3.1.1-2

高温ガス炉プラントの FP 放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為の FT

図 3.1.2-1

試験体及び熱電対位置

図 3.1.2-2

酸素濃度を変えた注入実験の内側試験片温度変化

図 3.1.2-3

酸素濃度を変えた注入実験の外側試験片温度変化

図 3.1.2-4

酸素濃度を変えた注入実験後の内側試験片質量減少

図 3.1.2-5

酸素注入時の過渡温度変化解析手順

図 3.1.2-6

Star CCM+の解析モデル

図 3.1.2-7

Star CCM+による温度分布解析結果と熱電対位置の温度

図 3.1.2-8

Star CCM+解析結果による内側黒鉛のヒートバランス

図 3.1.2-9

Star CCM+解析結果による外側黒鉛のヒートバランス

図 3.1.2-10

酸素注入実験体系の RELAP 解析モデル

図 3.1.2-11

窒素注入時の RELAP 解析結果と実測温度変化の比較

図 3.1.2-12

酸素注入時の RELAP 解析結果と実測温度変化の比較

図 3.1.2-13

酸素注入後の黒鉛質量減少量の RELAP 解析結果と実測値の比較

図 3.1.2-14

プルトニウム炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

図 3.1.2-15

崩壊熱

図 3.1.2-16

燃料ブロック

図 3.1.2-17

流量喪失＋空気侵入時の燃料ブロック代表温度（原子炉容器温度をパラメータ）

図 3.1.2-18

流量喪失＋空気侵入時の燃料ブロック代表温度（酸化反応発熱をパラメータ）

図 3.1.2-19

FOM TOTAL の推移

図 3.1.2-20

FOM TOTAL の推移 (取り出し後 500 年以降)

図 3.1.2-21

Q Pu の推移

図 3.1.2-22

MNPI の推移

図 3.2.1-1

ZrC を PuO 2 -YSZ 燃料核に直接被覆した被覆燃料粒子

図 3.2.1-2

PuO 2 -YSZ を燃料核とする被覆燃料粒子の燃焼に伴う核分裂割合の変化

図 3.2.1-3

FactSage による ZrC-O 2 体系の熱化学平衡計算の結果

図 3.2.1-4

SiC 層破損割合と燃焼度の関係

図 3.2.2-1

Pu 燃焼高温ガス炉（144 カラム炉心）

図 3.2.2-2

Pu 燃焼高温ガス炉（90 カラム炉心、水平断面）

図 3.2.2-3

Pu 燃焼高温ガス炉（132 カラム炉心、水平断面）

図 3.2.2-4

燃料コンパクト（軸方向断面図）

図 3.2.2-5

一体型燃料棒図 3.2.2-6

軸方向サンドウィッチシャッフリング

図 3.2.2-7

軸方向 4 バッチシャッフリングviii図 3.2.2-8

90 カラム炉心の燃料温度計算結果

図 3.2.2-9

132 カラム炉心の燃料温度計算結果

図 3.2.2-10

発電用途時の発電容量の推移

図 3.2.2-11

発電用途時の Pu 消費量の推移

図 3.2.2-12

発電用途時の高温ガス炉導入基数

図 3.2.2-13

コジェネ時の発電容量の推移

図 3.2.2-14

コジェネ時の Pu 消費量の推移

図 3.2.2-15

コジェネ時の高温ガス炉導入基数

図 3.2.2-16

コジェネ時の水素製造量

図 3.3-1

SWAT コードの構成

図 3.3-2

MVP の解析モデル

図 3.3-3

予備解析に用いた炉心カラム配置

図 3.3-4

予備解析に用いた TAC-NC の解析モデル

図 3.3-5

予備解析に用いた定格運転時の軸方向出力分布

図 3.3-6

ウラン炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

図 3.3-7

プルトニウム炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

図 3.3-8定格出力と事故時燃料最高温度との関係

図 3.3-9「減圧事故＋スクラム失敗」の再臨界挙動の解析結果

図 3.3-10

炉心幅を変更した場合の燃料カラムの配置

図 3.3-11

炉心出力、炉心幅を変化させた場合の減圧事故時の燃料最高温度時間変化

図 3.3-12

炉心出力と減圧事故時の燃料最高温度の関係

図 3.3-13

炉心燃料カラム数と事故時燃料温度条件を満足する原子炉出力の関係

図 3.3-14

原子炉スクラム時の制御棒挿入による反応度添加特性

図 3.3-15

反応度添加 0.15%Δk/k の場合の解析結果

図 3.3-16

反応度添加 0.28%Δk/k の場合の解析結果

図 3.3-17

スクラムする場合の反応度添加量と最高出力、燃料最高温度の関係

図 3.3-18

TAC-NC の解析モデル

図 3.3-19

出力分布

図 3.3-20

燃焼日数と減圧事故時の燃料最高温度

図 3.3-21

燃料温度、圧力容器温度の時間推移

図 3.3-22

減圧事故+スクラム失敗時の燃料温度、出力挙動

図 3.3-23

減圧事故+スクラム失敗時の反応度挙動

図 3.3-24

応度添加量と最高出力・燃料最高温度の関係

図 3.4.1-1

本事業で整備した主な設備

図 3.4.1-2

乾燥ゲル粒子開発の状況例

図 3.4.1-3

乾燥ゲル粒子割れ改善の例

図 3.4.1-4

模擬燃料核の製造工程

図 3.4.1-5

粒子形状改善前後の外観比較ix

図 3.4.1-6

バッチ No.Y64 粒子の SEM/EDS 分析結果

図 3.4.1-7

熱処理前後の外観例

図 3.4.2-1

PuO 2 /CeO 2 -YSZ を燃料核/模擬燃料核とする 3S-TRISO 被覆粒子の概要

図 3.4.2-2

ZrO 2 模擬粒子を用いた粒子模擬流動試験の例

図 3.4.2-3

粒径とガス流量の関係の整理

図 3.4.2-4

被覆条件検討試料（00PB17-2002）及び 3S-TRISO 被覆粒子（00PB17-2004）の金
相外観

図 3.4.3-1

3S-TRISO 燃料コンパクトの製造工程フローと燃料コンパクトの概念図

図 3.4.3-2

オーバーコート工程の概念図

図 3.4.3-3

コンパクトプレス工程の概念図

図 3.4.3-4

3S-TRISO 燃料コンパクトの外観

図 3.4.3-5

焼成後の 3S-TRISO 燃料コンパクト（17-T1001）金相試料中の 3S-TRISO 被覆粒子の外観

図 3.4.4-1

模擬被覆燃料粒子 2 バッチの外観写真

図 3.4.4-2

金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)による被覆層厚さ測定結果(50 個)

図 3.4.4-3

金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)による被覆層厚さ測定結果(50 個)

図 3.4.4-4

従来法と新規手法の変動係数による被覆層厚さ測定結果(50 個)

図 3.4.4-5

従来法と新規手法の変動係数による被覆層厚さ測定結果(50 個)

図 3.4.4-6

液浸置換法(従来法)による被覆層厚さ測定結果

図 3.4.4-7

投影機法(従来法)による直径測定結果(50 個)

図 3.4.4-8

模擬被覆燃料粒子 2 バッチの金相写真

図 3.5-1

ZrC 被覆試験装置

図 3.5-2

ZrC 被覆試験装置の構成概略図

図 3.5-3

温度分布測定結果

図 3.5-4

マルチノズル流動床（4 孔）の概略図

図 3.5-5

粒子流動特性の模式図

図 3.5-6

FactSage5.5 による熱化学平衡計算結果

図 3.5-7

ZrC 被覆粒子の外観写真（ZrC-16-2001）

図 3.5-8

ZrC 被覆粒子の断面写真（ZrC-16-2001）

図 3.5-9

ZrC 定比性及び密度の測定フロー

図 3.5-10

YSZ 模 擬 燃 料 核 /ZrC 境 界 部 分 の STEM 暗 視 野 像 , (a) ZrC-06-2007, (b)ZrC-06-2016

図 3.5-11

ZrC 被覆粒子の外観写真（ZrC-CY-2001）

図 3.5-12

ZrC 被覆粒子の断面写真（ZrC-CY-2001）

図 3.5-13

CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上へ被覆した ZrC のＸ線回折パターン

図 3.5-14

CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上へ被覆した ZrC 層の STEM 暗視野像(ZrC-CY-2001)

図 3.5-15

CeO 2 -YSZ 模擬燃料核と ZrC 臭化物化学蒸着法の熱化学平衡計算結果

x

略語一覧
CeO 2

: Cerium oxide （二酸化セリウム）

FOM: Figure Of Merit （性能指数）

GTHTR300: Gas Turbine High Temperature Reactor 300 （高温ガス炉ガスタービン発電
システム）

HTGR

: High Temperature Gas-cooled Reactor （高温ガス冷却炉）

HTTR: High Temperature engineering Test Reactor （高温工学試験研究炉）

MNPI: Material Non-Public Information （重要な非公開情報）

PRA: Probabilistic Risk Assessment （確率論的リスク評価）

PuO 2: Plutonium oxide （二酸化プルトニウム）

SEM/EDS: Scanning Electron Microscopy / Energy Dispersion X-ray Spectrometry （走査型電子顕微鏡 ／ エネルギー分散形 X 線分析）

ROX

: Rock Like Oxide （岩石型酸化物）

SiC: Silicon Carbide （炭化ケイ素）

TRISO: Tri-structural Isotropic

YSZ: Yttria Stabilized Zirconia （イットリア安定化ジルコニア）

ZrC: Zirconium Carbide （炭化ジルコニウム）（3 重 4 層等方性）

xi

用語の説明BLOOST-J2
高温ガス炉の制御棒の引抜き事象等の反応度異常事象を、一点近似動特性方程式を解く
ことによって解析するコード。とくに短時間での反応度、温度挙動を解析する。
CV
Containment Vessel（格納容器）
冷却材喪失時などに圧力障壁となるとともに放射性物質の放散に対する障壁を形成する
ため、燃料が収められた原子炉などの重要な機器を覆う容器。
FT
Fault Tree（フォルトツリー）
特定の望ましくないイベントから始め、それにつながる因果関係をツリー（樹）の形で分析したもの。
MCNP
米国ロスアラモス国立研究所で開発された連続エネルギー法に基づく汎用中性子・光子輸送計算モンテカルロコード。
MVP
原子力機構で開発された連続エネルギー法に基づく汎用中性子・光子輸送計算モンテカ
ルロコード。
ORIGEN2
米国オークリッジ国立研究所で開発された放射性物質の生成、壊変及び減損を計算する
コード。
PP、PPS
Physical Protection（物理的防護）、Physical Protection System（物理的防護システ
ム）の略称で、核物質及び原子力施設を盗取や妨害破壊行為から防護するための装置やシステム。
RELAP-5
米国アイダホ国立研究所で開発された原子炉システム安全解析コード。
SR 弁
Safety Release Valve（主蒸気逃がし安全弁）
沸騰水型原子炉の主蒸気配管に設けられた弁であり、圧力上昇時に開放されて原子炉の蒸気を圧力抑制プールに逃がす。ここでは子炉圧力の上昇を抑制する。ここでは高温ガス炉内の 1 次系圧力が上昇した時に開放されて 1 次冷却系の圧力を放出させる弁を指す。
Star-CCM+
米国 CD-adapco 社の汎用熱流体解析ソフトウェア。
SWAT
一点炉燃焼計算コード ORIGEN2 と連続エネルギモンテカルロコード MVP 並びに MCNP を組
み合わせた統合化燃焼計算コード。任意の幾何形状の燃料に対し、最新の核データを使xii

用しつつ、詳細な中性子スペクトル計算による高精度の燃焼計算を行うことが可能である。
TAC-BLOOSTTAC-NC と BLOOST-J2 を合体した解析コード。高温ガス炉の原子炉の反応度変化と温度変化を連立させて解析を行うことで、長時間の原子炉の動特性解析に使用する。
TAC-NC
2 次元原子炉温度挙動解析コード。主に、高温ガス炉の安全解析に使用し、原子炉内での冷却材の自然循環を考慮することができる。
VAI
Vital Area Identification（枢要区域同定）
防護区域の内側にあって、妨害破壊行為を受けた場合、直接・間接に受容できないような放射線事故に至る可能性のある施設、システム又は装置、もしくは核物質を収容している区域。
VAI によるミニマルカットセット
脅威者が核物質であるターゲットセット（TS）に到達することをトップ事象とした場合のミニマルカットセット。(「VIE」及び「ミニマルカットセット」については各々の項目を参照すること。)
脅威者の TS への到達を不可能にするための、物理的防護システム（PPS）の施設・シス
テム・装置の組み合わせに相当する。
エリプソメトリー法
光学的異方性因子を測定する手法。試料へ偏光した光を照射し、入射光と反射光の偏光の変化を観測し偏光係数等を求める。
核セキュリティ
核物質，その他の放射性物質，その関連施設及びその輸送を含む関連活動を対象にした
犯罪行為又は故意の違反行為の防止，探知及び対応。
スパウトヘッド
流動床。
下方からガスを吹き上げ、粒子を流動させながらその表面に蒸着を行うために用いるすり鉢状の反応管。
高温ガス炉燃料である被覆燃料粒子の製造プロセスのうち被覆工程においては、粒子の表面に化学蒸着によって被覆層を生成するためにスパウトヘッドを用いる。
バーンオフファクター
酸化による黒鉛の減量割合。
バーンオフファクター ＝（あるバーンオフにおける酸化反応速度）
÷（バーンオフのない初期状態における酸化反応速度）
黒鉛の酸化反応速度はバーンオフが大きくなるほど速くなることから、その影響をバーンオフファクターとして、初期状態に対するあるバーンオフでの酸化反応速度の比として示している。
xiii

ピクノメータ法
少量の液体試料の比重を精密に測定するための、ガラス製の容器（比重びんともいう）
を用いた測定法。
マルチノズル型スパウトヘッド
スパウトベッド底部に複数（4～9 本）のガスノズルを設けたもの。ガスノズルが 1 本のものをシングルノズル型スパウトヘッドという。ガスノズルを小径化できるため、ガスノズルからの粒子の落下損失を抑制し、より小径な粒子への被覆が可能になる。また、シングルノズル型）の場合よりも安定な粒子流動状態を得ることができる。
ミニマルカットセット
トップ事象から展開したオブジェクトツリーから導き出される、トップ事象発生のための基本事象の最小の組合せ(最小カットセット)。

xiv

概略
研究の背景
福島第一事故を受けて、炉心溶融を起こすことが物理的に困難な本質的安全原子炉の重要性が再認識されている。高温ガス炉は、電源などが全て喪失しても、物理現象によって「止まる」「冷やす」「閉じ込める」を担保することができる極めて安全性の高い原子炉である。この安全な高温ガス炉を用いて、燃焼によりプルトニウムインベントリを減らす技術の確立は、国際社会及び我が国における核セキュリティ上も重要である。原子炉でプルトニウムを燃焼させるにあたっては、
核不拡散の観点から、燃料の製造、運転、廃棄のすべての状況において、プルトニウムが抽出できない仕組みが必要である。また、プルトニウムを効率良く、大量に燃焼させるためには、500
GWd/t という通常のウラン燃料の 10 倍以上の燃焼度が必要である。
我が国は、高温ガス炉で用いる被覆粒子燃料の製造において、製造時の破損率を従来（米国や独国で製造された被覆粒子燃料）の約 1/100 に低減する優れた製造技術を、高温工学試験研究炉（HTTR）の燃料製造技術開発を通じて確立した。本研究では、照射時においても従来に比べて破損率低減を可能とするとともに核セキュリティの観点からも優れる被覆粒子燃料を開発し、プル
トニウム燃焼高温ガス炉システムの安全性と核セキュリティの両立を図る。
これまでに、主に軽水炉に装荷するプルトニウム燃料の母材として、直接処分時の安全性の観点から化学的に不活性なイットリア安定化ジルコニア（Yettria Stabilized Zirconia: YSZ）に着目した研究が行われてきた。本研究では、高温ガス炉に装荷するプルトニウム燃料の母材として、
核不拡散の観点から YSZ に着目した。被覆粒子燃料の燃料母材に YSZ を用い、燃料核を PuO 2 -YSZとすることで不活性燃料化による核拡散抵抗性の強化を図る。さらに、照射時の燃料破損の主な原因である CO ガスの内圧上昇を抑制する ZrC 層と不活性燃料を組み合わせ、セキュリティ強化型
安全燃料を開発し、高温ガス炉に装荷する。このプルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するには、以下を実施する必要がある。
(1) セキュリティと安全の定量的な評価(2) セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計(3) プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価(4) セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験(5) ZrC 層被覆試験と特性評価(6) 実燃料製造試験(7) 高燃焼照射試験
これらのうち、本研究では(1)～(5)を行う。本研究の実施により、セキュリティと安全性を両立したプルトニウム燃焼高温ガス炉の実現に必要な基盤技術を確立することができる。以下に、平成 29 年度の実施内容等について述べる。

xv

(1) セキュリティと安全の定量的な評価(1-1) 高温ガス炉の核セキュリティ評価
平成 28 年度の検討に基づく Pu 燃料盗取シナリオに対し、核セキュリティ上の重要度評価を行った。さらに核セキュリティ信頼性向上に必要な物理的防護システムの改良の可能性を検討した。
Pu 燃 焼 高 温 ガ ス 炉 へ の 妨 害 破 壊 行 為 シ ナ リ オ を 対 象 に 、 枢 要 区 域 同 定 ( Vital Area
Identification: VAI)解析に基づき物理的防護システムの試評価を実施した。
(1-2) 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価
基礎的な試験及び解析により黒鉛の輻射伝熱特性を検討し、全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。さらに、最終年度のとりまとめとして、(1-1)と合わせて、ライフサ
イクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立について評価を行った。
強制冷却が失われることに加え、空気侵入による黒鉛酸化発熱反応を伴う過渡実験を行い、データを取得するとともに、解析モデルによって実験を評価できることを確認し、厳しい条件下でも輻射伝熱による冷却ができることを定量的に示した。さらに、本提案燃料の使用済み燃料特性を数万年にわたり評価し、セキュリティ上のリスクが極めて小さいことを示した。
(2) セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計(2-1) 燃料成立性評価
平成 28 年度に実施した内圧破損を防ぐために必要な被覆層の厚さに関する検討の結果をベースにして、PuO2-YSZ 被覆粒子燃料の設計仕様（燃料核直径、被覆層厚さ等）を決めた。
被覆燃料粒子において圧力容器の役割を持つ SiC 層について、厚さを変えた応力解析を行い、破損確率が設計要求を満たすことを確認して仕様を決めた。
(2-2) 炉心核熱設計
平成 28 年度に実施した核熱的成立性評価の結果及び安全評価の結果をベースにして、プルトニ
ウム燃焼高温ガス炉の仕様を決めるとともに、プルトニウム燃焼高温ガス炉の導入シナリオを策定してシステムの成立性を評価した。
燃料領域の広さ、シャッフリング方法、可燃性毒物直径を変えて炉心燃焼計算及び燃料温度計
算を行い、核特性値及び燃料温度計算が設計要求を満たすことを確認して仕様を決めた。また、
平成 27 年「長期エネルギー需要見通し」の需要予測に沿った導入基数の評価を行うとともに、プ
ルトニウムの消費量及びサイクル内の蓄積量、水素製造量、CO 2 削減効果について評価した。
(3) プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価
炉心核熱設計により定められた原子炉/炉心諸元に対し、平成 26 年度に整備した崩壊熱評価手法や平成 27 年度及び 28 年度に整備した安全解析手法を用いて安全解析を実施し、燃料温度と原
子炉圧力容器温度がいずれも安全上の判断基準を超えず、原子炉設計が成立していることを確認した。
xvi

燃料カラム数 90、原子炉熱出力 600 MWth の炉心について、TAC-NC コードを用いて安全解析を行い、設計基準事象である減圧事故時の燃料温度と原子炉圧力容器温度を求めた。その結果、いずれも安全上の制限値を超えることはなく、原子炉設計が成立していることを確認した。
(4) セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造検討
CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の製造試験を実施する。振動滴下-ゾルゾル法によりゲル球を製造することとし、昨年度までに実施した製造条件検討結果を元にして製造を行い ZrC 被覆試験用試料とした。
ZrC が被覆された CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用い、流動床-化学蒸着法により模擬燃料球へ SiC を含む四重被覆を形成することとし、昨年度までに実施した製造条件検討結果を元に、温度、原料ガ
ス濃度・流量、処理時間等の製造条件を変更させて製造試験を行った。製造条件パラメータと物性（外径寸法、真球度、被覆層厚さ、被覆密度等）の相関を取得し、最適な条件を選定した。
昨年度までに実施した調査検討結果を基に検査技術についても HTTR 用燃料の品質確認検査技
術を基に開発を行い評価した。
ZrC 層を持つ YSZ 含有被覆粒子を成型・熱処理して高温ガス炉用模擬燃料コンパクトを試作した。試作した模擬燃料コンパクトの検査、物性値の測定を行い、被覆条件パラメータが YSZ を含む模擬燃料球へおよぼす化学的影響を調べた。
振動滴下-ゾルゾル法により原料溶液の粘度 0.12～0.18 Ps・s、滴下時の振動数 120～140 Hzの条件で CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の製造試験を行い、約 1000 g を ZrC 層被覆試験用試料として原子力機構殿へ供給した。流動床-化学蒸着法による試作試験を継続的に実施し、被覆時ガス流量 85～100 L/min 等の被覆条件を選定した。この条件を基に ZrC が被覆された CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用いて製造試験を行い、ZrC 層を含む 5 層の被覆層を持つ 3S-TRISO 被覆粒子を製造した。検査技術については、模擬被覆粒子を用いて検査技術開発を行い、Pu を取扱う場合も含め検討・評価を行った。化学蒸着法により製作した 3S-TRISO 被覆粒子を用いてオーバーコート法により黒鉛マト
リックスをコーティングした上で温間成型及び熱処理を行い、プルトニウム燃焼高温ガス炉用燃料である 3S-TRISO 模擬燃料コンパクトを試作した。また、試作した 3S-TRISO 模擬燃料コンパク
トの金相試料を作成、観察測定し、コンパクト成形後も被覆層が維持されていることを確認した。
(5)

ZrC 層被覆試験と特性評価

臭化物 ZrC 化学蒸着法にもとづき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC
層被覆試験を行い、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核 ZrC 層及び CeO 2 -YSZ 境界面の材料特性データ（厚さ、密度、定比性など）を取得し、ZrC 化学蒸着条件との相関について検討した。
従来よりも小径（直径約 0.4 mm）の CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆に成功して材料データを測定するとともに、蒸着条件との関係から ZrC 層被覆層の成長速度を得た。また、ZrC 層被覆の前段にて熱分解炭素層を被覆する方法で ZrC 層をより高品質化できる見通しを得た。

xvii

１．はじめに
福島第一事故を受けて、炉心溶融を起こすことが物理的に困難な本質的安全原子炉の重要性が再認識されている。高温ガス炉は、電源などが全て喪失しても、物理現象によって「止まる」「冷やす」「閉じ込める」を担保することができる極めて安全性の高い原子炉である。この安全な高温ガス炉を用いて、燃焼によりプルトニウムインベントリを減らす技術の確立は、国際社会及び我が国における核セキュリティ上も重要である。原子炉でプルトニウムを燃焼させるにあたっては、
核不拡散の観点から、燃料の製造、運転、廃棄のすべての状況において、プルトニウムが抽出できない仕組みが必要である。また、プルトニウムを効率良く、大量に燃焼させるためには、500
GWd/t という通常のウラン燃料の 10 倍以上の燃焼度が必要である (1)。
我が国は、高温ガス炉で用いる被覆粒子燃料の製造において、製造時の破損率を従来（米国や独国で製造された被覆粒子燃料）の約 1/100 に低減する優れた製造技術を、高温工学試験研究炉（HTTR）の燃料製造技術開発を通じて確立した (2)。本研究では、照射時においても従来に比べて破損率低減を可能とするとともに核セキュリティの観点からも優れる被覆粒子燃料を開発し、プ
ルトニウム燃焼高温ガス炉システム (1)の安全性と核セキュリティの両立を図る（図 1-1）。
これまでに、主に軽水炉に装荷するプルトニウム燃料の母材として、直接処分時の安全性の観点から化学的に不活性なイットリア安定化ジルコニア（Yttria Stabilized Zirconia: YSZ）に着目した研究が行われてきた (3)。本研究では、高温ガス炉に装荷するプルトニウム燃料の母材として、核不拡散の観点から YSZ に着目した。被覆粒子燃料の燃料母材に YSZ を用い、燃料核を PuO 2 YSZ とすることで不活性燃料化による核拡散抵抗性の強化を図る。さらに、照射時の燃料破損の主な原因である CO ガスの内圧上昇を抑制する ZrC 層と不活性燃料を組み合わせ、セキュリティ
強化型安全燃料（図 1-2）を開発し、高温ガス炉に装荷する。このプルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するには、以下を実施する必要がある。
(1) セキュリティと安全の定量的な評価(2) セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計(3) プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価(4) セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験(5) ZrC 層被覆試験と特性評価(6) 実燃料製造試験(7) 高燃焼照射試験
これらのうち、本研究では(1)～(5)を行う。本研究の実施により、セキュリティと安全性を両立したプルトニウム燃焼高温ガス炉の実現に必要な基盤技術を確立することができる。以下に、本研究の実施概要を述べる。
1.1 セキュリティと安全の定量的な評価
高温ガス炉のシビアアクシデントについて検討を進めるとともに、軽水炉で進められているセキュリティ PRA（確率論的リスク評価、Probabilistic Risk Assessment）を参考にしてプルトニ

1-1ウム燃焼高温ガス炉のセキュリティ上の課題をまとめ、対策を考察する。
1.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計
高燃焼度（500～600 GWd/t 程度）を達成可能な PuO 2 -YSZ 被覆粒子燃料の設計仕様（燃料核直径、被覆層厚さ等）を検討する。また、プルトニウム燃焼高温ガス炉の核的（反応度温度係数、
炉停止余裕など）及び熱的（燃料最高温度）な成立性を評価する。
1.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価
プルトニウム燃焼高温ガス炉におけるマイナーアクニチド（Minor Actinide: MA）の蓄積を考慮した崩壊熱の評価手法や原子炉温度挙動等の評価手法を整備するとともに、代表的な事故事象を摘出して安全解析を実施し、燃料温度と原子炉圧力容器温度の観点から安全上の成立性を評価する。
1.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造試験
PuO 2 -YSZ の化学特性に近い CeO 2 -YSZ を用いた模擬燃料核の製造試験を、添加材濃度や粘度、滴下条件などの製造条件を変えて行い、最適な燃料核製造条件を検討する。また、ZrC を被覆した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用いた SiC 及び熱分解炭素被覆試験を行い、ZrC/SiC 被覆粒子燃料（セキュリティ強化型安全燃料）の最適な製造条件を検討する。
1.5 ZrC 層被覆試験と特性評価
CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用いた ZrC 被覆試験を、流動条件や原料ガス組成などの蒸着条件を変えて行う。試験で得られる ZrC 層及び CeO 2 -YSZ の材料特性データ（厚さ、密度など）と蒸着条件の相関を定量的に評価して最適な被覆条件を検討する。
1.6 研究推進研究代表者の下で研究者間の連絡を密にして研究を推進する。
参考文献(1) Y. Fukaya, et al., Proposal of a plutonium burner system based on HTGR with highproliferation resistance, J. Nucl. Sci. Technol., Vol.51 (2014).
(2) S. Ueta, et al., Development of high temperature gas-cooled reactor (HTGR) fuel inJapan, Prog. Nucl. Energy, Vol.53 (2011).
(3) K. Kuramoto, et al., Durability test on irradiated rock-like fuels, J. Nucl. Mater.,
Vol.319 (2003).

1-2

2014 - 2017年度 本研究[1] 米国の高温ガス原型炉（UC2/ThC2燃料、運転終了）

燃料核：酸化物+YSZ （YSZ母材燃料）[2] 独国の高温ガス原型炉（UO2/ThO2燃料、運転終了）

被覆層：ZrC+SiC+PyC [6][3] 日本の高温ガス試験研究炉（UO2燃料、運転中）

核セキュリティ

Pu燃焼高温ガス炉燃料[4] 日本の商用高温ガス炉（UO2燃料、概念設計）[5] 米国GA社提案の超高燃焼高温ガス炉（PuO2燃料等、概念設計）[6] Pyrocarbon （熱分解炭素）

YSZ母材燃料によりPuの抽出を極めて困難にして核セキュリティを強化
ZrC層により遊離酸素分圧を抑制して高燃焼時の安全性を更に強化

1960 - 90年代（米・独）1980 - 2000年代（日）2000年代 ～ （日・米）

燃料核：酸化物

燃料核：酸化物

燃料核：酸化物

被覆層：SiC+PyC

被覆層：SiC+PyC

被覆層：SiC+PyC

FSV [1]燃料、THTR300 [2]燃料

HTTR [3]燃料

GTHTR300 [4]燃料、Deep Brun [5]燃料製造工程の工夫により初期破損率を
FSV及びTHTR燃料に比べて2桁低減

被覆層を厚くし耐内圧性（遊離酸素とFPによる）を高めて安全性を強化

安全性（燃料の製造品質・照射健全性）
図 1-1

被覆燃料粒子の研究開発における本研究の位置付け

遊離酸素を捕獲するZrC層を追加し内圧を抑制
燃料核：UO2 → PuO2-YSZ
低密度炭素層：ガスプレナム
高密度炭素層：FPガス障壁
SiC層：金属FP障壁
従来のUO2被覆粒子燃料
図 1-2

ZrC/SiC被覆粒子燃料の概念図（セキュリティ強化型安全燃料）

従来の UO 2 被覆粒子燃料とセキュリティ強化型安全燃料

1-3

２．業務計画
2.1 全体計画
実
業務項目

施

日

程

4

5

6

7

8

9

10

11

12

1

2

3

月

月

月

月

月

月

月

月

月

月

月

月

1． セキュリティと安全の定量的な評価
1) 高温ガス炉における核セキュリティ評
価2) 深層防護に基づく核セキュリティと原
子力安全の定量的評価

PP の改良の検討

まとめ

核セキュリティ
起因事象の検討 まとめ

高温ガス炉のシビアアクシデントに関する調査と輻射冷却評価

2．セキュリティ強化型安全燃料の成立性評
価と炉心核熱設計（再委託先：原子力機構）
1) 燃料成立性評価

PuO2-YSZ 被覆粒子燃料の設計仕様の検討

まとめ

2) 炉心核熱設計

プルトニウム燃焼高温ガス炉システムの成立性検討

まとめ

3．プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

解析条件の検討
安全解析の実施（再委託先：富士電機）
4．セキュリティ強化型安全燃料の試作と製
造検討（再委託先：原燃工）

まとめ
まとめ

滴下原液調整試験及び製造
模擬被覆粒子試作試験

模擬燃料コンパクト試作試験
検査技術試験

5．ZrC 層被覆試験と特性評価

CeO2-YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験（再委託先：原子力機構）

ZrC 層および YSZ 境界面の材料特性データの取得

6．研究推進
研究の進捗確認と情報交換

2.2 平成 29 年度の成果の目標及び業務の実施方法
本業務では、プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全性を向上するため、被覆粒子燃料の主な破損原因である核分裂反応に伴う遊離酸素の分圧上昇を抑制するための研究開発、核熱設計、安全評
価、及び原子炉システムの成立性評価を実施している。また、ライフサイクルのすべての過程において、セキュリティと安全性の両立について評価を実施している。以下に 4 ヵ年計画の 4 年目
である本年の成果の目標及び業務の実施方法を述べる。
2.2.1

セキュリティと安全の定量的な評価(1) 高温ガス炉における核セキュリティ評価

2-1

まとめ

平成 28 年度の検討に基づく Pu 燃料盗取シナリオに対し、核セキュリティ上の重要度評価を行う。さらに核セキュリティ信頼性向上に必要な物理的防護システムの改良の可能性を検討する。
(2) 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価
基礎的な試験及び解析により黒鉛の輻射伝熱特性を検討し、全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示す。
2.2.2

セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計(1) 燃料成立性評価
平成 28 年度に実施した内圧破損を防ぐために必要な被覆層の厚さに関する検討の結果をベースにして、PuO 2 -YSZ 被覆粒子燃料の設計仕様（燃料核直径、被覆層厚さ等）を決める。
(2) 炉心核熱設計
平成 28 年度に実施した核熱的成立性評価の結果及び安全評価の結果をベースにして、プルト
ニウム燃焼高温ガス炉の仕様を決めるとともに、プルトニウム燃焼高温ガス炉の導入シナリオを策定してシステムの成立性を評価する。
2.2.3

プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

炉心核熱設計により定められた原子炉/炉心諸元に対し、平成 26 年度に整備した崩壊熱評価手法や平成 27 年度及び 28 年度に整備した安全解析手法を用いて安全解析を実施し、燃料温度と原
子炉圧力容器温度がいずれも安全上の判断基準を超えず、原子炉設計が成立していることを確認
する。
2.2.4

セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造検討

CeO 2 -YSZ 模擬燃料球の製造試験を実施する。振動滴下-ゾルゾル法によりゲル球を製造することとし、昨年度までに実施した製造条件検討結果を基にして製造を行い ZrC 被覆試験用試料とする。
ZrC が被覆された CeO 2 -YSZ 燃料核を用い、流動床-化学蒸着法により模擬燃料球へ SiC を含む
四重被覆を形成することとし、昨年度までに実施した製造条件検討結果を基に、温度、原料ガス
濃度・流量、処理時間等の製造条件を変更させて製造試験を行う。製造条件パラメータと物性（外径寸法、真球度、被覆層厚さ、被覆密度等）の相関を取得し、最適な条件を選定する。
昨年度までに実施した調査検討結果を基に検査技術についても HTTR 用燃料の品質確認検査技
術を基に開発を行い評価する。
ZrC 層を持つ YSZ 含有被覆粒子を成型・熱処理して高温ガス炉用模擬燃料コンパクトを試作する。試作した模擬燃料コンパクトの検査、物性値の測定を行い、被覆条件パラメータが YSZ を含む模擬燃料球へ及ぼす化学的影響を調べる。

2-2

2.2.5ZrC 層被覆試験と特性評価

臭化物 ZrC 化学蒸着法に基づき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験を行い、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核 ZrC 層及びび CeO 2 -YSZ 境界面の材料特性データ（厚さ、密度、定比性など）を取得し、ZrC 化学蒸着条件との相関について検討する。
2.2.6

研究推進

定期的にプロジェクト会議を開催して情報交換と進捗確認を行うとともに、研究代表者の下で研究者間の連絡を密にして研究を推進する。

2-3

3.

平成 29 年度の実施内容及び成果

3.1 セキュリティと安全の定量的な評価
3.1.1 高温ガス炉における核セキュリティ評価（H26～H29)(1) 目的
本研究では、軽水炉プラントとは異なりプルトニウム（Pu）燃焼高温ガス炉が持つ特有の核
セキュリティ対策を検討し、その評価を行うことを最終的な目的とした。平成 26 年度は、国
内・国外の原子力発電所、核物質取扱施設、使用済み燃料再処理施設などにおいて、①発生した核セキュリティ事例を調査し、②データベースサーバを構築して共同研究者間で核セキュリ
ティ事例などのデータを共有できるようにした。平成 27 年度は、平成 26 年度に実施した核セ
キュリティ事例調査を参考に、シナリオ作成に必要な、①脅威の抽出、②ターゲットセットの抽出、③プロテクトセットの抽出、④シナリオの構築を行い、Pu 燃料製造工程における悪意ある行為者の行動シナリオの例を作成した。平成 28 年度は、平成 27 年度に抽出した Pu 核燃料製
造工程におけるターゲットセットを対象に、枢要区域同定（Vital Area Identification:
VAI）解析を行って接近性・脆弱性に関する評価を行うととともに、ターゲットの魅力度、接近性、脆弱性の指標評価換算式を提案し、各ターゲットの定性的リスク評価を行った。平成 29 年
度は、高温ガス炉プラントの核分裂生成物（Fission Product: FP）放出に繋がる可能性のある
妨害破壊行為の Fault Tree を作成し、VAI 解析を適用してターゲットセットを抽出した。
(2) 核セキュリティ事例の調査及びデータベースサーバの構築（H26）
Pu 燃料製造施設や Pu 燃焼高温ガス炉が持つ特有の核セキュリティ対策を検討し、その評価を行うためには、それらに特有の核セキュリティシナリオを抽出し、深層防護の考え方から施設の安全性への影響を考慮し、抽出されたシナリオに沿って有効な核セキュリティ対策を検討することが必要である。また、内部脅威者による妨害破壊行為を起因事象とするシビアアクシ
デントの可能性についても検討し、本研究で対象とするセキュリティ強化型安全燃料のシビア
アクシデントに対する燃料の耐性を評価することが必要である。これらを検討するために、過去から現在まで、国内・国外の原子力発電所、核物質取扱施設、使用済み燃料再処理施設などにおいてどのような核セキュリティ事例が発生したかを調査した。その結果、妨害破壊行為よりも盗取の事例が多く、かつ盗取発生の共通要因として、計量システムを操作（誤情報登録など）できる内部脅威者の関わる場合が多いことがわかった。これらの核セキュリティ事例のデータは、データベースサーバを構築して共同研究者間で共有できるようにした。
(3)

Pu燃 料 製 造 工 程 を 対 象 と し た 核 セ キ ュ リ テ ィ シ ナ リ オ の 作 成 （ H27）

平成27年度は、平成26年度に実施した核セキュリティ事例調査を参考に、シナリオ作成に必要な、①脅威の抽出、②ターゲットセット(Target Set)の抽出、③プロテクトセット(Protect
Set)の抽出、④シナリオの構築を行い、Pu燃料製造工程における悪意ある行為者の行動シナリ
オの例を作成した。Pu燃焼高温ガス炉においては燃料製造工程におけるPu燃料盗取が最大の脅威と考えられる。このことからPu燃料製造工程案を設計し、10のターゲットセットと各々のターゲットセットに対するプロテクトセットを提案するとともに、2つのプロテクトセットについて敵対者の行動シナリオ案を作成した。

3.1.1-1

(4)Pu燃料製造工程のVAI解析（ H28）

平成 28 年度は、平成 27 年度に作成した Pu 燃料製造工程におけるターゲットセットを対象に、VAI 解析を行って接近性・脆弱性に関する評価を行った。この評価結果を用いた、特定の建屋
扉からの入域には入域検査装置を経由させる改造、及び各建屋を直接接続させて建屋間配管と建屋間扉を廃する改造に基づき、Pu 燃料製造工程のセキュリティ性向上のために物理的防護シ
ステム再設計を行った。
(5)

Pu燃 焼 高 温 ガ ス 炉 の VAI解 析 （ H29）

平成29年度は、高温ガス炉プラントのFP放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為のFault Tr
eeを作成し、VAI解析を適用してターゲットセットを抽出した。なお、FP源としては被覆燃料粒子の破損により漏洩するFP、及びヘリウム純化系に蓄積されるFPを想定した。また、燃 料 母 材に 化 学 的 に 不 活 性 な YSZ（ Yttria Stabilized Zirconia） が 用 い ら れ 、 使 用 済 み 燃 料はターゲットとしての魅力度が低いことから、その盗取は脅威から除外した。
核セキュリティの重要性は IAEA によっても提唱されており、2011 年には従来の勧告の改訂版である「核物質及び原子力施設の物理的防護に関する核セキュリティ勧告(INFCIRC/255/Rev.5)(1)」や、「放射性物質及び関連施設に関する核セキュリティ勧告 (2)」が発行されている。それらの下位にあるのが”ガイドライン”であり、“勧告”を実施するための具体的な取り組み方法が述べられている。原子力施設の VAI 手法は、テクニカルガイドライ
ン(TG)のひとつ：
IAEA Nuclear Security Series No.16, "Identification of Vital Areas at Nuclear
Facilities"の中で解説されている。この TG は、妨害破壊行為者が想定以上の FP 放出を起こさせるシナリ
オを実現させるために原子力施設に侵入して機器等を損傷させる場合、最小限で何処を破壊す
れば想定以上の放射性物質の放出に至らしめることができるかの分析手法を示している。この手法を、高温ガス炉プラントの FP 放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為に対して適用して解析する。
①

Pu 燃焼高温ガス炉の模擬プラント図
図 3.1.1-1 に、今回作成した Pu 燃焼高温ガス炉の模擬プラント図を示す。軽水炉と異なり機器構造物としての格納容器は無いが、図中の赤線の区域が格納バウンダリとしての機能を担っている。黒太線で区切られた各区域には格納バウンダリ内については C で始まる番号（赤字）を、格納バウンダリ外については B で始まる番号（青字）、屋外について B で始まる番号（緑字）を付けている。またこれらとは別に、Pu 燃焼高温ガス炉の各機器構造物には A～T のアルファベット記号（黒字）を与えている。それらの記号と機器名称及び区域（＝機器設置エリア）の対応表を表 3.1.1-1 に示す。

3.1.1-2

② 妨害破壊行為の手段
今回の検討では、妨害破壊行為の手段として下記の 5 ケースを考慮した。なお、ここで「（多量）、（少量）」とは、混入された液体爆発物の機器・構造物への到達量が多く爆発力が直接的に燃料被覆を破損せしめるほどである場合を「（多量）」、液体爆発物の到達量が燃
料被覆を破損せしめるほど多量ではない場合を「（少量）」としている。
m1: 爆発物の設置
m2: He タンクへの液体爆発物混入（少量）→空気混入
m3: He タンクへの液体爆発物混入（多量）→直接爆発力
m4: 空気冷却系への液体爆発物混入
m5: 圧力放出系スタックへの液体爆発物混入
m1 は、表 3.1.1-1 に挙げた各機器・構造物に時限爆弾などの爆発物を設置し、その爆発力により機器・構造物を機能喪失させることを想定している。
m2 及び m3 はヘリウム供給系（記号 P）のヘリウムタンクに混入させた液体爆発物がヘリウム純化系に達し、その爆発力により 1 次冷却系にダメージを与えることを想定している。液体爆
発物の混入量が少量の m2 の場合には原子炉容器には液体爆発物の爆発力が到達せず、よって核燃料に爆発力が影響を与えないために燃料被覆破損には至らず、1 次冷却系バウンダリのみが喪失する。
一方、m3 では液体爆発物の混入量が多いために爆発力が核燃料に直接伝わり、燃料被覆破損に至る場合を想定している。
m4 は、空気冷却スタックからの液体爆発物混入による空気冷却系のバウンダリ破損を、m5 は圧力放出スタックからの液体爆発物混入による圧力放出系のバウンダリ破損を想定している。
これらの 5 つの妨害破壊行為手段に関するアクセスエリア、アクセス機器、及び非破壊機器
を表 3.1.1-2 に示す。
③ Fault Tree の作成以上の条件のもとに、Pu 燃焼高温ガス炉の FP 放出に至る可能性のある妨害破壊行為の Fault
Tree を図 3.1.1-2 のように作成した。図中にあるように、FP 放出に至るシナリオは大きく分けて 3 種類があり、それぞれにおいて 3～4 層の障壁が全て破られない限り FP 放出に至らない。3
種類の FP 放出シナリオと関連する障壁について以下に述べる。
第 1 シナリオ
第 1 障壁：「燃料被覆＋黒鉛のバウンダリ(#1)」の破損
これが破損することにより被覆燃料中に生成された FP が 1 次冷却系中に放出される。
第 2 障壁：「1 次系圧力バウンダリ(#2)」の破損
これが破損することで 1 次冷却系に放出された FP が格納バウンダリに放出される。
第 3 障壁：「格納バウンダリ及び建屋（第 4 障壁として）(#3)」または「空気冷却系

3.1.1-3

(#4)」または「圧力放出系(#5)」の破損
いずれも、破損することで格納バウンダリに放出された FP が大気中に放出される。
第 2 シナリオ
第 1 障壁：「燃料被覆＋黒鉛のバウンダリ(#1)」の破損
これが破損することにより被覆燃料中に生成された FP が 1 次冷却系中に放出される。
第 2～3 障壁：「1 次系の圧力放出系(#6)」の破損
この設計では、1 次系のタービン(記号 K)より 1 次系圧力放出系配管（記号 A）、SR
弁（記号 B）、破裂板(記号 C)を通って圧力放出スタック（記号 R）まで、1 次冷却系の圧力を放出させるための系統がある。すなわち、SR 弁（記号 B）が第 2 障壁、破裂板(記号 C)が第 3 障壁となっている。この 2 つが共に破られることにより、1 次冷却系中に放出された FP が大気中に放出される。
第 3 シナリオ
ここでは、He 純化系に蓄積されている FP の放出事象を想定している。
第 1 障壁：「He 純化系(#9)」の破損
2 系統ある純化 He 弁・配管（記号及び D～G）の片方が破壊されることで、He 純化
系に堆積されていた FP が He 供給系へ放出される。
第 2 障壁：「He 供給系(#8)」の破損
さらに He 供給系である He タンク（記号 P）を破壊することで、He 供給系内の FPが建屋内に放出される。
第 3 障壁：「建屋(#7)」の破損
さらに建屋壁を破壊することにより、建屋内に放出されていた FP が大気中に放出される。
以上の 3 つの主要シナリオの 8 つの障壁#1～#9 について、アクセスエリアと妨害破壊行為による破損の実現性についても追記した表を表 3.1.1-3 に示す。
④ 集合理論における計算法
VAI 解析で用いる集合理論演算則を(式 1)～(式 8)に示す。

補集合：

A* B = A + B ,

（式 1）
（式 2）

結合則：

A + B = A* B ,( A * B) * C = A * ( B * C ) ,( A + B) + C = A + ( B + C ) ,（式 4）( A * B) + A = A ,（式 5）( A + B) * A = A ,

（式 6）

吸収：

3.1.1-4

（式 3）

分配：

( A + B) * C = ( A * C ) + ( B * C ) ,（式 7）( A * B) + C = ( A + C ) * ( B + C )（式 8）

なお、用いた記号の意味は下記のとおりである。
記号

操作

+

OR

*

AND

⑤ 枢要区域同定（VAI 解析）
頂上事象である FP の大気放出を FPR とし、③の 3 つのシナリオをそれぞれ S1、S2、S3 とす
ると、
FPR ＝S1+S2+S3
S1 = #1*#2*(#3+#4+#5)
S2 = #1*#6
S3 = #7*#8*#9#1 = C5m1 + B7m3
#2 = C6m1+B7m3 + C4m1+B7m3 + C4m1+B7m3 + C5m1+B7m3 + C6m1+B7m3 + C8m1+B7m3+ C10m1+B7m3 + C11m1+B7m3 + C12m1+B7m3 + C18m1+B7m3 + C8m1+B7m2+B7m3= C4m1 + C5m1 + C6m1 + C8m1 + C10m1 + C11m1 + C12m1 + C18m1 + B7m2 + B7m3
#3 = B15m1*B14m1#4 = C5m1 + B16m4#5 = B17m1 + B9m5
#6 = (B1m1+B9m5) * (B1m1+B9m5) = B1m1 + B9m5
#7 = B14m1#8 = B7m1 + B7m2 + B7m3
#9 = (B3m1+B7m2) * (B3m1+B7m2) + (B2m1+B7m2) * (B2m1+B7m2)= B2m1 + B3m1 + B7m2となる。なお、爆発物による破壊はその他機器に至る場合もあるが、VAI 解析では FP 放出に至らないための必要最小限の防護区域を抽出することを目的とし、このためにそれぞれが単独でFP 放出の障壁となり得る#1, #2, #3+#4+#5, #6, #7, #8, #9 の独立結合（and）とした。これ
らの補集合を取ると、

FPR = S1 * S2 * S3

3.1.1-5

#1 = C5m1*B7m3#2 = C4m1*C5m1*C6m1*C8m1*C10m1*C11m1*C12m1*C18m1*B7m2*B7m3= XXX*C5m1*B7m3 とおく#3 = B15m1 + B14m1#4 = C5m1 * B16m4#5 = B17m1 * B9m5
#6 = B1m1 * B9m5
#7 = B14m1#8 = B7m1 * B7m2 * B7m3
#9 = B2m1 * B3m1 * B7m2

S1 = #1*#2*(#3+#4+#5) = #1 + #2 + (#3 * #4 * #5)= C5m1*B7m3 + XXX*C5m1*B7m3 + (B15m1+B14m1)*C5m1*B16m4* B17m1*B9m5= C5m1*B7m3 + (B15m1+B14m1) *C5m1*B16m4* B17m1*B9m5(←式(5)より)

S2 = #1*#6 = #1 + #6
= C5m1*B7m3 + B1m1*B9m5

S3 = #7*#8*#9 = #7 + #8 + #9
= B14m1 + B7m1*B7m2*B7m3 + B2m1*B3m1*B7m2

FPR = S1 * S2 * S3となる。なお、S1、S2、S3の各項は#1～#9 の障壁の防護に成功することに相当する。すなわち、3 つのシナリオの全てにおいて、いずれかの障壁の防護に成功することで FP の大気放出を防ぐ
ことに成功する。
つぎに、これらを展開してターゲットセットを求める。

FPR = C5m1 * B7m3 * ((B15m1+B14m1)* C5m1*B16m4* B17m1*B9m5 + B1m1*B9m5)* (B14m1+ B7m1*B7m2*B7m3 + B2m1*B3m1*B7m2)= C5m1 * B7m3 * ((B15m1+ B14m1) * C5m1 *B16m4* B17m1*B17m4 + B1m1) * B9m5
* (B14m1+ B7m1*B7m2+ B2m1*B3m1*B7m2)= C5m1 * B7m3 * B9m5 * B14m1* B15m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B7m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B15m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B2m1 * B3m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B15m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B7m3 * B9m5 * B14m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4

3.1.1-6

+ C5m1 * B7m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B14m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B2m1 * B3m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B14m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B1m1 * B7m3 * B9m5 * B16m4* B17m1 * B17m4+ C5m1 * B1m1 * B7m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B16m4* B17m1*B17m4+ C5m1 * B1m1 * B2m1 * B3m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B1m1 * B7m3 * B9m5 * B14m1 * B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B1m1 * B7m1 * B7m2 * B7m3 * B9m5 *B16m4 * B17m1 * B17m4+ C5m1 * B1m1 * B2m1 * B3m1 *B7m2 * B7m3 * B9m5 * B16m4 * B17m1 * B17m4以上のように、妨害破壊行為の手段を考慮した場合には 12 のターゲットセットが得られた。これを表 3.1.1-4 にまとめる。
以上は、エリアと妨害破壊行為手段を共に考慮した場合のターゲットセットであった。ここではさらに、妨害破壊行為の手段 m1～m5 を消去したエリアのみに関する VAI 式を求める。

S1’ = C5*B7 + C4*C5*C6*C8*C10*C11*C12*C18*B7 + (B15+B14)*C5*B16*B17*B9= C5*B7 + (B15+B14)*C5*B16*B17*B9= C5* (B7 + B9*B14*B16*B17 + B9*B15*B16*B17)

S2’ = C5*B7 + B1*B9S3’ = B14 + B7*B7*B7 + B2*B3*B7 = B14 + B7 + B2*B3*B7= B7 + B14

FPR’= S1’* S2’* S3’= C5 * (B7 + B9*B14*B16*B17 + B9*B15*B16*B17) * (C5*B7 + B1*B9) * (B7 + B14)

= C5 * B7 * (C5 * B7 + B1*B9) * (B7 + B14)
+ C5 * B9*B14*B16*B17 * C5 * B7 * (B7 + B14)
+ C5 * B9*B14*B16*B17 * B1 * B9 * (B7 + B14)
+ C5 * B9*B15*B16*B17 * C5 * B7 * (B7 + B14)
+ C5 * B9*B15*B16*B17 * B1 * B9 * (B7 + B14)

= C5 * B7 * B14+ C5 * B7 * B9 * B14 * B16 * B17（←式(5)により消去）+ C5 * B1 * B9 * B14 * B16 * B17+ C5 * B7 * B9 * B15 * B16 * B17+ C5 * B1 * B7 * B9 * B15 * B16 * B17+ C5 * B1 * B14 * B9 * B15 * B16 * B17

3.1.1-7

= C5 * B7 * B14+ C5 * B1 * B9 * B14 * B16 * B17+ C5 * B7 * B9 * B15 * B16 * B17+ C5 * B1 * B7 * B9 * B15 * B16 * B17+ C5 * B1 * B14 * B9 * B15 * B16 * B17= C5 * B7 * B14 + C5 * B1 * B9 * B14 * B16 * B17+ C5 * (B7 + B1*B7 + B1*B14) * B9 * B15 * B16 * B17= C5 * B7 * B14 + C5 * B1 * B9 * B14 * B16 * B17+ C5 * (B7 + B1*B7 + B1*B14) * B9 * B15 * B16 * B17（←式(5)より）= C5 * B7 * B14+ C5 * B1 * B9 * B14 * B16 * B17+ C5 * B7 * B9 * B15 * B16 * B17+ C5 * B14 * B9 * B15 * B16 * B17以上より、妨害破壊行為の手段を考慮しない VAI 解析ではターゲットセットは表 3.1.1-5 に示す 4 セットとなる。
(6) まとめ
平成 29 年度は、高温ガス炉プラントの FP 放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為の Fault
Tree を作成し、VAI 解析を適用してターゲットセットを抽出した。なお、FP 源としては Pu 燃料からの被膜破損により漏洩する FP、及びヘリウム純化系に蓄積された FP を想定した。
燃料母材が化学的に不活性な YSZ のため、使用済み燃料はターゲットとしての魅力度が低い
ことから、その盗取は脅威から除外した。
手段も考慮した VAI 解析では、3 つのシナリオの全てにおいて、1～4 層のいずれかの障壁の防護に成功することで FP の大気放出を防げることが分かった。
手段を考慮した VAI 解析では、得られた防御すべきエリアと妨害破壊行為手段のターゲット
セットは 12 セットであった。
手段を考慮せずエリアへの侵入のみを考慮した VAI 解析では、得られた防御すべきエリアのターゲットセットは 4 セットであった。
参考文献(1) IAEA Nuclear Security Series No.16, "Identification of Vital Areas at Nuclear
Facilities"(2) IAEA Nuclear Security Series No. 13, “Nuclear Security Recommendations on
PhysicalProtectionofNuclearMaterial(INFCIRC/225/Revision 5).

3.1.1-8

andNuclearFacilities

表 3.1.1-1 FT の各記号に対応する機器名称と設置エリア

表 3.1.1-2 妨害破壊行為の手段
記号 侵入エリア
m1

各エリア

m2

B7

アクセス機器

手段

被破壊機器

各機器

爆弾設置

各機器

ヘリウム供給系

液体爆発物混入（少量）

ヘリウム供給系（Ｐ）,（Ｐ）→1 次冷却系のバウンダリ破損

ヘリウム純化系（Ｑ）

液体爆発物混入（多量）

燃料被膜(Ｊ),→炉心への直接爆発力及び 1 次

1 次冷却系全体

冷却系のバウンダリ破損（D,E,F,G,H,J,K,L,N,P,Q）

ヘリウム供給系
m3

m4

B7

B16

（Ｐ）
空気冷却系スタック

液体爆発物混入（Ｓ）→空気冷却系配管破損

圧力放出系スタック
m5

B9,B17（Ｒ）

空気冷却系配管（Ｉ）

液体爆発物混入SR 弁（Ｂ），→SR 弁及び破裂板の破損、破裂板（Ｃ）,

または圧力放出系安全弁破損

圧力放出系安全弁（Ｔ）

3.1.1-9

表 3.1.1-3 Fault Tree のイベント#1～#8 の概要
No.

名称

内容

アクセスエリア

実現性#1

燃料被覆、黒鉛
集合体破壊による 1st バウンダ
リ喪失

• CV 内に侵入して圧力容器に爆弾設置（難）、または He タンク経
由で液体爆発物の多量混入（難）により、燃料被覆を破損

C5（炉室） ∪ B7
（He タンク室）

難#2

1 次冷却系機器の破壊による2nd バウンダリ
喪失• CV 内に侵入して 1 次冷却系機器のいずれかに爆弾設置（難）、または He タンク経由で液体爆発物の多量混入（難）により、1 次
冷却系機器を破壊

格納バウンダリ∪

難#3

CV と建屋の破壊による 3rd 及び 4th バウンダ
リ喪失

• 建屋内の爆弾設置による CV の破棄
• かつ、建屋内外への爆弾設置による建屋壁の破壊

B15（格納バウンダ
リ壁）∩B14（建
屋）

易
易

#4

空冷冷却系配管の破壊による3rd バウンダリ
喪失• CV 内に侵入して空冷盤に爆弾設
置（難）、• または空冷系スタックに液体爆
発物混入により空冷盤を破壊（易）

格納バウンダリ内

難∪B16（空冷スタッ
ク）

易

#5

CV 圧力放出系の破壊による3rd バウンダリ
喪失• 建屋内にて爆弾設置による圧力放出系の SR 弁の破壊（易）• または、圧力放出系スタックからの液体爆発物混入による圧力放出系の SR 弁の破壊（易）B17∩B9易#6

1 次冷却系の圧力放出系の破壊による 2nd バウ
ンダリ喪失• 建屋内にて爆弾設置による圧力放出系機器の破壊（易）• または、圧力放出系スタックからの液体爆発物混入による圧力放出系機器の破壊（易）B9∪B17易易#7

建屋の破壊による 4th バウンダ
リ喪失

• 建屋内外への爆弾設置による建屋壁の破壊（易）B14（建屋）易#8

He 供給系に放出された FP の建屋内への放出

建屋内で爆弾設置による He 供給系
機器の破壊（易）または He タンクへの液体爆発物混入（少量）による He 供給系機器の
破壊（易）

B7

易

#9

He 純化系に蓄積された FP の
He 供給系への放出

建屋内で爆弾設置による He 純化系
機器の破壊（易）または He タンクへの液体爆発物混入（少量）による He 純化系の破壊
（易）

B2∪B3

易

3.1.1-10

B7（He タンク室）

表 3.1.1-4 妨害破壊行為の手段を考慮した場合の、防止すべき 12 のターゲットセット
防止すべき妨害破壊行為
m1
爆発物の設置

TS
1

2
3

4
5
6

7
8
9
10
11
12

 原子炉室(C5), 外壁(B14),
 格納バウンダリ(B15),
 圧力放出系配管室(上)(B17) C5, B15, B17
 He タンク室 (B7)
 C5, B15, B17
 He 純化系配管室 A(B2),
 He 純化系配管室 B(B3),C5, B14, B17
C5, B7, B14, B17
 C5, B14, B17
 He 純化系配管室 A(B2),
 He 純化系配管室 B(B3), C5, B17
 圧力放出系配管室(中)(B1)
C5, B1, B7, B17
C5, B1, B2, B3, B17
C5, B1, B14, B17
C5, B1, B7, B17
C5, B1, B2, B3, B17

m2

m3

m4

m5

He タンク
への液体
爆発物混
入(少量)
－

He タ ン ク
への液体爆
発物混入
(多量)
He タ ン ク
室 (B7)

空気冷却スタックの液体爆
発物混入

B7

B7

空気冷却系スタック(B16),
圧力放出系配管室(B17)
B16, B17

圧力放出系
スタックの
液体爆発物
混入
圧力放出系
ス タ ッ ク
(B9)

B7

B7

B16, B17

B9

－
B7
B7

B7
B7
B7

B16, B17
B17
B16,B17

B9
B9
B9

－

B7

B16,B17

B9

B7
B7
－
B7
B7

B7
B7
B7
B7
B7

B16,B17
B16,B17
B16,B17
B16,B17
B16,B17

B9
B9
B9
B9
B9

3.1.1-11

B9

表 3.1.1-5 妨害破壊行為の手段を考慮しない場合の、防止すべき 4 つのターゲットセット
TS 格納バウンダリ内 屋内
屋外
屋外
1
C5
B7
B14
 燃料被覆の破損防止 ヘリウムタンクへの接近防止
 外壁への接近防止
2C5B1,
B9, B14,  燃料被覆の破損防止
B17
B16
 圧力放出系配管室（中）への接近防止
 圧力放出系配管室（上）への接近防止
 圧力放出スタックへの接近防止
 外壁への接近防止
 空気冷却系スタックへの接近防止
3C5B7,B9, B16
 燃料被覆の破損防止
B15,
 ヘリウムタンクへの接近防止
B17
 格納バウンダリへの接近防止
 圧力放出系配管室（上）への接近防止
 圧力放出スタックへの接近防止
 空気冷却系スタックへの接近防止
4C5
B15, B9, B14,  燃料被覆の破損防止
B17
B16
 格納バウンダリへの接近防止
 圧力放出系配管室（上）への接近防止
 圧力放出スタックへの接近防止
 外壁への接近防止
 空気冷却系スタックへの接近防止

3.1.1-12

図 3.1.1-1 Pu 燃焼高温ガス炉の模擬プラント図(詳細は機微情報に該当するためデフォルメされた簡易図面)

図 3.1.1-2 高温ガス炉プラントの FP 放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為の FT

3.1.1-13

3.1.2 深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価（H26～H29）(1) 目的
本研究では、プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全性向上を目的として、燃料の処分過程を含む
ライフサイクルの全ての過程におけるセキュリティと安全性の両立について評価を行う。
平成 26 年度は、高温ガス炉において、過去に実施されていた確率論的リスク評価（Probabilistic Safety Assessment: PRA）を調査検討するとともに、福島第一原子力発電所事
故調査報告書を調査し、高温ガス炉に適用すべき教訓を検討した。また、海外におけるプルトニ
ウム燃焼高温ガス炉研究について調査した。平成 27 年度及び平成 28 年度はは平成 26 年度に調査した結果をもとに、高温ガス炉におけるシビアアクシデント事象について検討を進めた。特に、核セキュリティで弱点となる可能性が高いと考えられる、炉心の輻射伝熱冷却性能に着目して検討を行った。平成 29 年度は、基礎的な試験及び解析により黒鉛の輻射伝熱特性を検討し、全ての強制冷却が 喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。さらに、最終年度のとりまとめとして、3.1.1 と合わせて、ライフサイクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立について評価を行った。
(2) 高温ガス炉の PRA の調査検討（H26～H27）
高温ガス炉において、過去に実施されていた PRA を調査検討するとともに、福島第一原子力発
電所事故調査報告書を調査し、高温ガス炉に適用すべき教訓を検討した。また、海外におけるプ
ルトニウム燃焼高温ガス炉研究について調査した。
主な調査検討内容を次に示す。
① 米国では高温ガス炉へ PRA を適用するための白書が纏められている。高温ガス炉においては、本質的かつ受動的な安全特性のため、軽水炉における炉心損傷に相当するプラント状態が存在せず、レベル 3 相当の PRA を行う。PRA の方法は軽水炉と同様で、イベントシーケンスの作成と定量化を行い、事故の頻度と放射能影響を評価する。
② 米国、ドイツで高温ガス炉概念設計の PRA が行われ、リスクはきわめて低いが、その中で敷地外放射能影響のある事象は水浸入事故、空気浸入事故である。外部ハザードに対しても評価されており、考慮すべき事象が見出された。
③ PRA においては、起因事象について、プラントの熱流体変化を解析し、事象の進展を評価する。輻射と対流熱伝達の組み合わせである高温ガス炉の炉心の除熱に関して、商用の数値流
体力学解析コードの輻射計算モジュールを調査した。
④ 福島第一原子力発電所事故調査報告書を調査し、多くの教訓の中から本研究に関連したキー
ワードに着目し、高温ガス炉に適用すべき教訓を抽出した。さまざまな外的事象に対し PRAを活用したリスク評価、安全と核セキュリティの総合的な対策等が提言されている。
⑤ 海外において余剰核兵器のプルトニウム燃焼炉として開発が進められた超高温ガス炉研究について調査した。また、米国 UC Berkeley 安教授より、再処理後のプルトニウム処分やバッ
クエンドの観点から高温ガス炉の位置づけについて講演頂くとともに、本研究について、レ
ビュー頂いた。
⑥ 米国で行われたモジュール型高温ガス炉（Modular High Temperature Gas-cooled Reactor:

3.1.2-1

MHTGR）の PRA について詳細を調査し、セキュリティと安全性のリスク要因を検討した。起因事象源として、クリティカルシステム故障、補助システム故障、構造的な故障及び外部事象から 7 つの起因事象が選定され、各起因事象について論理的なイベンツリーを作成し、環境への放射性物質の放出有無や放出の状況により収束状態を区分してその発生頻度が定量評価された。各放出カテゴリーについて、炉心・プラントの熱流動解析により事象の進展が評価され、個人被ばく実効線量とその発生頻度からリスクが算出・評価された。その結果 NRC の安全目標を十分な余裕を持って満たすとともに、非居住区域境界における防護対策指針（Protective Action Guide: PAG）線量以下であることが示された。
⑦ この PRA 結果について、放射能放出による公衆へのリスクへの寄与が大きい因子を同定し、PRA の活用に有用な定量的情報を得るため、FV (Fusell-Vesely)重要度及びリスク増加価値（RAW: Risk Achievement Worth)を算出した。FV 重要度は一次系リークが最大であり、公衆リスクの寄与の大半を占めている。RAW では、一次系リーク、SG（Steam Generator）の中規
模リークが必ず起こるとした場合に、リスクが増大することを示している。すなわち、セキ
ュリティに対する脅威となる可能性がある。
⑧ また、セキュリティの観点からは、発生確率が小さくとも万一発生した場合の影響が大きな事象に注目することも重要である。実効線量の大きな事象は、全ての強制冷却が喪失し炉心冷却は輻射伝熱が主となる事象（DC-1、DC-2、WC-1）であることが分かる。これらの事象では、炉心が高温状態で保持されるため、蒸気により一次系に沈着した放射能の気化・循環、
高温の加水分解による初期破損燃料から燃料インベントリーの一部放出、酸化により黒鉛に溶出した FP 放出等に至り、環境に放出される。
(3) 炉心の輻射伝熱冷却特性の検討（H27～H28）
核セキュリティで弱点となる可能性が高いと考えられる炉心の輻射伝熱冷却性能に着目し、基礎的な実験及び解析による検討を行った。グラファイト試験片をタングステンヒータで加熱し、温度上昇過程及び定常状態における試験片温度を計測した。また、グラファイト試験片部分に空気を注入した際の温度変化について計測し、空気注入時にわずかながら試験片温度が上昇することが確認された。
高温ガス炉用微粒等方性黒鉛 IG-110 の酸化前及び酸化後の輻射率を 550℃から 1000℃の範囲で測定した。550℃から 1000℃の範囲で測定した黒鉛の輻射率は温度に対し線形で、温度とともに低下する傾向があり、酸化した方が酸化前より高い値となることが分かった。測定データを1500℃に外挿しても 0.8 以上であり、高温ガス炉の設計・安全評価で用いられている輻射率 0.8
は安全側の値であると言える。
同心円上に配置した 2 つの円筒状の黒鉛試験片を用いて、内側の黒鉛試験片を加熱し、2 つの円筒間の隙間に空気や蒸気を注入し、内側及び外側の黒鉛試験片の温度を測定することにより、空気・蒸気侵入時の過渡温度変化を計測する実験装置を考案した。この実験装置により、空気及び蒸気侵入による過渡温度変化を測定し、空気侵入時は黒鉛の酸化発熱により試験片温度が上昇する一方、蒸気侵入時には黒鉛の酸化吸熱により温度が低下することを確認した。空気及び蒸気侵入による過渡温度変化時のヒートバランスを検討し、化学反応熱、熱伝導・輻射・対流による放熱の寄与を評価した。空気侵入の方が炉心温度にとってより厳しい熱負荷となることから、酸

3.1.2-2

素濃度をパラメータとして過渡温度変動データ及び黒鉛の質量減少データを取得した。原子炉過渡事象解析コード RELAP5 に黒鉛の酸化反応モデルを導入し、長時間の黒鉛酸化減量及び 600～
1030℃の温度範囲で黒鉛と酸素の化学反応により生成されるガス成分割合について既存の実験データとの検証を行い、空気侵入時の酸化挙動を安全側に評価できることがわかった。酸素濃度の異なるガス侵入実験を RELAP5 でシミュレーションし、RELAP5 は実験データとよい一致を示し、実験データよりも保守的な酸化量を示すことがわかった。
(4） 黒鉛の輻射伝熱特性と事故時の炉心冷却性能評価（H29）①

検討内容
前年度では、高温ガス炉におけるシビアアクシデント事象について検討を進めた。インサイダーを考慮した場合、核セキュリティで弱点となる可能性が高いと考えられる、炉心の輻射伝熱冷
却性能に対する評価を行った。具体的には、輻射率の測定を行い、現行の 0.8 が安全側であることを確認するとともに、空気侵入過渡実験装置を考案し、酸素濃度をパラメータとして黒鉛の過渡温度変動データ及び質量減少データを取得した。RELAP5 に黒鉛の酸化反応モデルを導入し既存の実験データとの検証を行い、酸化挙動を安全側に評価できることを確認した後、酸素濃度の異なるガス侵入実験を RELAP5 でシミュレーションし、酸化量の実験データを保守的に予測することができた。
平成 29 年度は、前年度に引き続き基礎的な試験により試験温度及び酸素濃度を変えたガス注
入実験を行い過渡温度変動データ及び黒鉛の質量減少データを取得するとともに、前年度開発した黒鉛の酸化反応モデルを導入した RELAP5 コードで、実験モデル体系について過渡温度変化のシミュレーションを行い、実験データとの比較評価を行った。さらに、全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。
②

実験評価

1)

過渡温度変化測定システム及び実験条件
本研究で用いた試験体を図 3.1.2-1 に示す。同心円上に配置した 2 つの円筒状の黒鉛試験片を用いて、内側の黒鉛試験片を加熱し、内側及び外側の黒鉛試験片の温度を測定することにより、内側の黒鉛試験片から外側の黒鉛試験片への輻射伝熱を評価することを想定したものである。試験片はステンレス鋼製の試験容器に収納し、内部を不活性ガス(アルゴンガス)雰囲気として試験片の酸化を防止するとともに、内側/外側黒鉛の間隙部に所定の酸素濃度のガスを注入するラインを設けている。加熱は、直流電源(定格電圧 8 V、電流 500 A)によるジュール加熱で行った。
黒鉛試験片は高温ガス炉用微粒等方性黒鉛 IG-110 を加工して製作し、図 3.1.2-1 に示すように、内側黒鉛（発熱部）については、中心部及び上端から 5 mm、外側黒鉛についても中心部及び上端から 5 mm の位置に温度測定用孔を設け、K タイプ熱電対を差込み温度変化を測定した。
実験条件を表 3.1.2-1 に示す。実験は内側試験片を直流電源で加熱し温度分布が所定の定常温度に達した後、所定の酸素濃度に設定したガスを 5 分間注入し過渡温度変化を記録した。ガス注
入前の定常温度は 950℃と 1150℃の 2 条件で行い、酸素濃度は 21％（空気）、15、10、5、0％

3.1.2-3

（窒素）と変えて行った。試験前後に内側試験片の質量を測定し、酸化による質量減少を算出した。
2)

酸素濃度を変えた注入実験の過渡温度変化結果
図 3.1.2-2、図 3.1.2-3 に酸素濃度を変えた注入実験の内側試験片温度変化、外側試験片の温度変化を示す。左側の図が 950℃、右側が 1150℃における注入試験結果を示す。これらの図から酸素注入により試験片温度が変化し、その変化は酸素濃度に依存していることがわかる。内側試
験片中央及び外側試験片中央の温度変化量と酸素濃度との関係を表 3.1.2-2 に示す。試験温度
950℃、1150℃いずれにおいても、酸素濃度が 21、15％においては注入後に温度が上昇しているが、それより低い酸素濃度では注入後に温度は低下している。これは、酸素注入による黒鉛の酸化発熱とガスの強制対流による除熱効果に依存していることを示している。
3)

酸素濃度を変えた注入実験後の内側試験片の質量減少量
図 3.1.2-4 に酸素濃度を変えた注入実験後の内側試験片の質量減少量を示す。酸素濃度が高いほど、また試験温度が高いほど質量減少量が大きい結果を示している。
③
1)

酸素注入時の過渡温度変化の解析評価
解析方法
黒鉛の空気注入時の過渡温度変化を解析評価するため、昨年度は原子炉の過渡事象解析に広く用いられている RELAP5 コードの改良を行い、黒鉛と酸素の化学反応により生成されるガス成分
割合について既存の実験データとの検証を行った。その上で本研究で得られた酸素濃度の異なる
ガス侵入実験を RELAP5 でシミュレーションし、酸化による黒鉛の質量減量の RELAP5 解析値は実験データとよい一致を示し、実験データよりも保守的な傾向を示すことがわかった。
本年度は、この改良 RELAP5 により酸素注入時の黒鉛の過渡温度変化を解析評価した。本研究で用いた図 3.1.2-1 に示す試験体では、酸素注入実験における黒鉛の過渡温度変化挙動は、酸素注入における全ての熱の出入りを考慮したヒートバランスで生じている。ここで発熱源は内側黒鉛からのジュール発熱、酸素と黒鉛の化学反応発熱であり、吸熱源はガス流の対流熱伝達による除熱、黒鉛境界からの熱伝導による放熱、黒鉛表面からの輻射による放熱である。空気注入時の過渡温度変化について、これらの熱量について昨年度報告書で考察したが、ピンから上下電極への熱伝導による放熱量（ヒートロス）が非常に大きいことがわかる。この放熱量を精度良く推定し、酸素注入時の過渡温度変化を評価するために、図 3.1.2-5 に示すように次の手順でシニュレーションを行った。
・ステップ 1；3 次元数値流体力学解析コード Star CCM+を用いて、黒鉛境界からの熱伝導による放熱量を仮定して窒素注入実験体系の定常温度分布を求め、実測データと比較することで黒鉛境界からの熱伝導による放熱量を逆算する。
・ステップ 2；Star CCM+で求めた黒鉛境界からの熱伝導による放熱量を RELAP5 モデルではヒートシンクとして入力し、酸素注入時の化学反応発熱を含めた過渡温度変化を求める。

3.1.2-4

2)

Star CCM+による定常温度分布解析と熱伝導放熱量の推定
図 3.1.2-6 に実験体系の Star CCM+解析モデルを示す。試験体を構成する内側黒鉛、外側黒鉛、上下セラミックプレート、銅ピン、及び内側外側黒鉛の間の流体をメッシュ分割しモデル化した。固体要素は 116908 ケ、流体要素は 71100 ケである。表 3.1.2-3 に Star CCM+の 950℃定常
温度分布解析の解析条件を示す。境界条件は実験と同じく 1 Lr/min の窒素ガスが内側外側黒鉛の間隙を流れ、外側黒鉛及び上下セラミックプレートの外面はアルゴンガス雰囲気で放熱するものとした。銅ピンからの熱伝導放熱量をパラメータとして温度分布解析を行い、実測温度と比較した。
図 3.1.2-7 に Star CCM+による温度分布解析結果と熱電対位置の温度を示す。熱電対位置における Star CCM+の解析値と実測温度の比較を表 3.1.2-4 に示すが、両者はよく合致しているといえる。このようにして黒鉛境界からの熱伝導による放熱量とヒートバランスを求めた。その結果を図 3.1.2-8 の Star CCM+解析結果による内側黒鉛のヒートバランス、図 3.1.2-9 の Star CCM+
解析結果による外側黒鉛のヒートバランスに示す。
3)

RELAP5 による酸素注入時の過渡温度変化解析
図 3.1.2-10 に酸素注入実験体系の RELAP5 解析モデルを示す。内側黒鉛、外側黒鉛、上下セラ

ミックプレート、試験容器と、内側外側黒鉛間の酸素流及び試験容器内のアルゴンガス流をモデル化した。内側黒鉛、外側黒鉛、上下セラミックプレート間及び外側黒鉛と試験容器間には輻射
伝熱を考慮した。黒鉛の輻射率は昨年度の実測結果により 0.832 を用いた。表 3.1.2-5 にRELAP5 解析の境界条件を示す。＊を付した数値は、前述した Star CCM+の解析結果から得られたものである。
まず、化学反応発熱のない窒素注入時の過渡温度変化を解析した。図 3.1.2-11 に窒素注入時の RELAP5 解析結果と実測温度変化の比較を示す。実験と同様に、窒素注入の強制冷却効果による内側黒鉛の温度低下が RELAP5 のシミュレーションで示されている。ただ温度低下量は実測値
が 10～15℃であるのに対し、RELAP5 では約 8℃と小さい。これは、注入流量が少なく代表長さも小さいため解析上は低レイノルズ数の熱伝達係数となっているが、実験では間隙部への入口の流路拡大による乱れや渦等により熱伝達が促進されているためと考えられる。
図 3.1.2-12 に濃度の異なる酸素注入時の RELAP5 解析結果と実測温度変化の比較を示す。酸素注入により高温の内側黒鉛との酸化発熱が生じ窒素注入と異なり温度が上昇する傾向となり、全般的には実験の温度変化と同様な傾向となっている。温度上昇は酸素濃度が高いほど大きく、濃度低下とともに小さくなっている。酸素濃度 21、15％では実験、解析とも温度は上昇しているが、10％では実験値は温度低下しているのに解析では上昇する結果となっている。酸素濃度
21、15、10、5％いずれにおいても解析値の方が実験値よりも高い温度となっている。この原因としては、窒素注入時と同じく実験の方が流入ガスの熱伝達率が大きく対流冷却効果が大きいこと、次の酸化減量データで明らかなように解析の方が黒鉛の酸化（発熱）を大きめに評価していることがあげられる。また、実験では発熱量の増加に伴い銅ピンからの熱伝導放熱も増えているが、解析では一定としていることも寄与している。
これより黒鉛の酸化発熱を組み込んだ RELAP5 コードは、酸素注入時の過渡温度上昇をやや大きめに保守的に評価していると言える。

3.1.2-5

4)

RELAP5 による酸素注入後の黒鉛質量減少量解析
図 3.1.2-13 に酸素注入後の黒鉛質量減少量の RELAP5 解析結果と実測値の比較を示す。酸素濃度、温度を変えたときの黒鉛質量減少量の RELAP5 解析結果は、実験データとよく傾向が合致している。酸素濃度が 21、15 ％と高いケースでは解析値の方が実験値よりも大きくなっているが、酸素濃度が低いケースでは解析値の方が小さくなる傾向を示している。解析と実験の誤差は6.3～20.7％の範囲となっており、黒鉛の酸化発熱を組み込んだ RELAP5 コードは、酸素注入による黒鉛酸化減量をやや大きめに保守的に評価していると言える。
④
1)

事故時の炉心冷却性能評価と安全性評価
評価対象
本研究では、高温ガス炉におけるシビアアクシデント事象について米国で行われた MHTGR のPRA について詳細を調査し、セキュリティと安全性のリスク要因を検討した。
この PRA 結果について、放射能放出による公衆へのリスクへの寄与が大きい因子を同定し、PRA の活用に有用な定量的情報を得るため、FV (Fusell-Vesely)重要度及びリスク増加価値（Risk Achievement Worth: RAW)を算出した。FV 重要度は一次系リークが最大であり、公衆リ
スクの寄与の大半を占めている。RAW では、一次系リーク、SG の中規模リークが必ず起こるとした場合に、リスクが増大することを示している。すなわち、セキュリティに対する脅威となる可能性がある。
また、セキュリティの観点からは、発生確率が小さくとも万一発生した場合の影響（実効線量）が大きな事象に注目することも重要である。実効線量の大きな事象は、全ての強制冷却が喪
失し炉心冷却は輻射伝熱が主となる事象である。これらの事象では、炉心が高温状態で保持されるため、一次系に沈着した放射能の気化・循環、高温の加水分解による初期破損燃料から燃料イ
ンベントリーの一部放出、酸化により黒鉛に溶出した FP 放出等に至り、環境に放出される。
全ての強制冷却が喪失する事故の中で厳しくなる典型的な事象は「減圧事故」である。減圧事
故は一次冷却系の配管破断等により発生し、一次冷却材が破断口より噴出し一次冷却材圧力が急激に減少する事象である。このため全ての強制冷却が喪失し炉心の冷却能力が低下して燃料の温度が上昇するとともに、破断部から侵入する空気により炉心の黒鉛が酸化される可能性がある。
減圧事故時の原子炉温度挙動については、すでに本研究の平成 26 年度に予備解析を行い、燃料最高温度の時間変化が示されている(平成 27 年度報告書 3.3)。この解析においては、空気侵入による黒鉛の酸化発熱や輻射率の変化は含まれていないため、基礎的な試験及び解析により得られた黒鉛の輻射伝熱特性を元に、全ての強制冷却が喪失する減圧事故時の炉心冷却性能を評価
する。
2)

評価方法
本研究平成 27 年度報告書では、予備解析を行い燃料最高温度の時間変化が図 3.1.2-14 のように示されている。この解析においては、炉心の水平断面のカラム配置を 2 次元円筒体系にモデル化して、図 3.1.2-15 に示す崩壊熱に対する原子炉各部の温度挙動を求めている。
全ての強制冷却が喪失する減圧事故時の炉心冷却性能への空気侵入による黒鉛の酸化発熱や輻射率の影響について、次のように評価する。燃料最高温度の時間変化を示した図 3.1.2-14 にお3.1.2-6

いて、出力 350 MWth で燃料温度が最も高くなるスクラム後 100 hr に空気が侵入した場合の燃料温度の変化を評価する。
具体的には、図 3.1.2-16 に示す燃料ブロックにおいて、発熱量と除熱量のつり合いから、燃料温度を求める。この時発熱量としては、崩壊熱及び、空気侵入に伴う酸化反応を評価する。前
項で評価したように、酸化反応による発熱量は、表面積に比例するが、ここでは簡単のため、崩壊熱に対する割合として定義する。前項の評価結果からは、発熱量は最大 10%程度を見込めばよいと考えられる。一方、除熱量については、前項の評価結果からは、輻射伝熱の他に、対流及び熱伝導による除熱が考えられる。実験装置においては、熱伝導による除熱が無視できなかったが、実機においては、熱伝導除熱は燃料ブロックの構造に大きく依存する。ここでは、保守的に考えて、熱伝導による除熱を考慮しない。また、前項によれば、酸素分圧が小さく、酸化反応があまり大きくない条件においては、空気侵入による対流除熱が大きく効いて、温度が下がる現象もみられている。しかしながら、熱伝導と同様に、ここでは保守性を確保するため、対流除熱も考慮しない事とする。空気侵入は、酸化反応としての発熱のみを考慮し、侵入した空気による除熱を考慮しないことで保守性を確保する。実際には、空気による除熱が無視できないため、本評
価は保守的な評価となっている。
以上をまとめると、熱バランスとして発熱と除熱のつり合いを下記の様に考える。
𝑄𝑄𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝑄𝑄𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠

𝑄𝑄𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝑄𝑄𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 + 𝑄𝑄𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜

𝑄𝑄𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝑄𝑄𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝑄𝑄𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 + 𝑄𝑄𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐
𝑄𝑄𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜 = 𝑘𝑘𝑄𝑄𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑

𝑄𝑄𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 = 𝑄𝑄𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 = 0

𝑄𝑄𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝐴𝐴𝐴𝐴(𝑇𝑇𝑠𝑠4 − 𝑇𝑇∞4 )ここで、𝑇𝑇𝑠𝑠 は燃料ブロック表面の代表温度とし、𝑇𝑇∞ は原子炉容器の代表温度とする。A は、表面積やビューファクターなどを含む定数と考える。初期条件として、𝑇𝑇𝑠𝑠 = 1527℃、𝑇𝑇∞ = 227℃、ε=0.8として上記式を解く事によって、燃料ブロック表面の代表温度を評価する。

3)

解析結果
図 3.1.2-17 に、横軸に輻射率εをとり、原子炉容器代表温度𝑇𝑇∞ をパラメータとして、燃料ブロック表面の代表温度𝑇𝑇𝑠𝑠 を求めた結果を示す。実験においては、酸化する事によって、輻射率は0.8 よりも大きくなる。ここでは、輻射率が 0.7 に減少する場合についても考慮した。原子炉容器には、受動的安全設備として自然対流による炉壁冷却システムが考えられているため、温度はあまり高くなることは想定しにくいが、ここでは、仮想的に 800℃まで温度上昇が行われたと想定して計算を行っている。炉壁温度がたとえ 800℃になったとしても、1600℃以下が保たれており、テロにより想定される、万一の厳しい事故状態に対しても十分な余裕を持っていることがわかる。なお、もし輻射率が減少したような条件においても、炉壁温度が 600℃以下であれば、1600℃以下が担保される。温度が高くなることによって輻射伝熱が大きくなるために、十分な安全性が確保されている。

3.1.2-7

図 3.1.2-18 には、炉壁温度を 600℃と厳しい条件を想定した場合の、酸化発熱による発熱増分を考慮した計算結果を載せる。ここでは、崩壊熱に対する割合で示しているが、非常に保守的に考えた 10%の場合においても、1600℃を超えることはない。なお、10%の酸化発熱量は、大きな発熱反応である。前項の実験では酸化発熱による温度上昇は、1150℃から 1160℃とわずかに10℃程度であり、発熱量としても十分に小さい。本検討においては、10%の発熱量で 50℃程度の温度上昇が計算されており、十分に保守的であると考えられる。
以上の検討の結果、テロにより最も厳しいと考えられる、全流量喪失事象に加えて、さらに空気侵入による酸化発熱反応を考慮したとしても、温度上昇は高々50℃程度となり、燃料の損傷が発生すると考えられる 1800℃に比較して十分に小さいことがわかる。なお、テロリズムの想定
は、安全設計ではなく、セキュリティ事象としての想定であり、十分な余裕をもって安全が確保されることを示せば十分である。保守的解析条件においては、1600℃を超える計算結果も得られているが、実際の燃料破損温度である 2000℃に対して余裕を持った 1800℃に対しても、十分な余裕が確保されており、高温ガス炉はセキュリティ事象に対しても高い安全性及びセキュリティ耐性がある事を示すことができた。
4)

まとめ
全ての強制冷却が喪失する減圧事故時の炉心冷却性能への空気侵入による黒鉛の酸化発熱や輻射率の影響について評価した。その結果、保守的な評価により、1600℃程度までしか温度が上昇しない事を示すことができた。
これより、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことが定量的に示された。
(5) ライフサイクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立についての評価（H29）①

検討内容
本研究の平成 26 年度報告書において、講演会「今こそ高温ガス炉」（「高温ガス炉プラント研究会」第 9 回定期講演会）で UC Berkeley 安俊弘教授に講演いただいた「高温ガス炉の役割と戦略」の内容を報告した。その要点は、Pu 燃焼炉としての高温ガス炉（High Temperature Gascooled Reactor: HTGR）では（1）239Pu を高燃焼することで、使用済み TRISO（Tri-isotropic）
燃料に残存する Pu の量は少なくなり、（2）グラファイト TRISO 燃料体は多様な地層条件において高度の頑健性を示し、ベントナイトを主体とする地層処分人工バリアシステムに比べて温度制
約条件が緩和され、これらからプルトニウム処分やバックエンドの観点からも有望なオプションとなりうるというものであった。
核セキュリティについては、過去の事例データを参考に高温ガス炉に関わる核セキュリティ脅
威が相対的に高い Pu 核燃料製造工程における悪意ある行為者の行動シナリオの例を作成し、シナリオに対抗するための物理的防護システムの設計・評価と定性的リスク評価を行った。
安全性については、高温ガス炉において過去に実施されていた PRA を詳細に調査検討し、本質的かつ受動的な安全特性のため軽水炉における炉心損傷状態は存在せず、レベル 3 相当の PRA を行い敷地外放射能影響が許容値を十分下回ると評価されていることを確認した。さらに核セキュ
リティで弱点となる可能性が高いと考えられる炉心の輻射伝熱冷却性能に着目し、基礎的な実験

3.1.2-8

及び解析による検討を行い、空気侵入事故時の黒鉛酸化反応を評価できる RELAP5 解析コードを開発した。
このように、これまで Pu 核燃料製造工程から高温ガス炉の運転中について核セキュリティと安全の評価を行ってきたが、最終年度として燃料の処分過程におけるセキュリティと安全性の検討を行い、ライフサイクルのすべての過程におけるセキュリティと安全性の両立について評価を行
う。
②

検討方法
核拡散リスクの高い 239Pu の半減期は約 24000 年であり、数万年という長期間にわたる核不拡

散性評価を行うことが重要である。このような長期的な核不拡散性を評価する場合、半永久的に核拡散に対する障壁となり得る物質障壁に着目することが有効である。物質障壁とは、放射線量等の物質特性がもたらす核拡散に対する障壁である。また、より客観的な結果を得るために定量的な評価を行うことも重要である。
このため、(1)既存研究で考案された手法をベースにしつつ、物質障壁の観点から Pu 蓄積を回避するための処分方法の核不拡散性を定量的、長期的に評価する手法を構築し、(2)構築した手法を用いて、種々の Pu 処分方法の核拡散抵抗性を比較評価し、高温ガス炉の位置付けを考察した田中の論文 (1)を引用し、その要点を述べる。
③

物質障壁に関する既存研究
Mladineo ら (2)は、「核兵器製造に対する核物質の望ましさ」を表す指標として、「物質魅力度」を提唱した。物質魅力度は、核物質が敵対者にとってどの程度魅力的であるかを示し、物質魅力度が高いほど物質障壁が小さい。
Bathke ら (3)は、処理済の金属状態の核物質が持つ物質魅力度を計算する手法として、式(1)に示す Figure Of Merit (FOM) を考案した。

(1)

M は核物質の裸の球状臨界質量(kg)、h は核物質の発熱量(W/kg)、D は 0.2M(kg)の球状核物質の表面から 1m の地点における放射線量(rad/h)、S は自発核分裂中性子発生率(n/s/kg)を表す。
FOM は、DOE Graded Safeguards Table(4)に対応するように設計されており、FOM の値と DOE
Table における物質魅力度カテゴリの関係性を表 3.1.2-6 に示す。Bathke らは、FOM の値が 1 以上である核物質は、実効性のある核兵器の設計や製造に用いることが可能であるとしている。
Bathke らの FOM は、多数の専門家によるレビューを受けており、信頼性、有用性ともに高いと考えられるが、Wayne ら (5)は、物質魅力度は「核拡散過程」に沿って評価されるべきだと主張した。核拡散過程とは、Cleary ら (6)によって提唱された概念で、核拡散過程は、核物質の転用/ 盗取、核物質の輸送、核物質の転換、核兵器の製造の 4 段階に渡るとして段階毎に核物質の物
質魅力度を評価することを提唱した。

3.1.2-9

④

評価手法
使用済燃料とその中に含まれる Pu の核不拡散性を長期的に評価するために、本研究では、核物質の質や量に関するパラメータの経時変化を求め、物質魅力度を時間の関数として得た。また、Bathke らの FOM 数式では、臨界質量など物質の質的要素のみが評価されており、物質の存在量は考慮されていない。しかし、Pu 存在量は核不拡散性の観点から極めて重要な要素である
ため、本研究では Pu 存在量という視点を統合した評価手法を構築した。
1)

経時変化を考慮した物質魅力度
核拡散過程の各段階における物質魅力度の評価式として、核物質入手段階については FOM AC 、

核物質処理段階については FOM P 、核兵器製造段階については FOM W と定義し、それらをもとに総合的な物質魅力度 FOM TOTAL を求めた。その後、Pu 存在量に関する評価関数を Q Pu と定義し、FOM TOTAL と Q Pu をもとに Pu 消費シナリオの核不拡散性を Pu の質と量の観点から評価する指標 MNPIを定義した。
核物質の入手段階では、Pu を含む使用済燃料を入手する際に伴う困難性を評価する。困難性が大きいほど核物質の入手段階における物質魅力度は低い。文献調査によって考慮すべき要素を抽出し、FOM AC を式(2)のように定義した。M AC は裸の臨界質量に相当する Pu を含む核物質の重量(kg)、D AC は M AC (kg)の核物質から生じる放射線量(rad/h)である。
(2)

核物質の処理段階では、入手した使用済燃料を処理し、純粋な金属 Pu を得る際の困難性を評価する。困難性が大きいほど核物質の処理段階における物質魅力度は低い。文献調査によって考慮すべき要素を抽出し、FOM P を式(3)のように定義した。E P は Pu を含む核物質の化学形態に関するパラメータであり、表 3.1.2-7 のように値を決定する。D P は M AC (kg)の核物質から生じる放射線量(rad/h)である。
(3)

核兵器製造段階では、純粋な金属 Pu から核兵器を製造する際に伴う困難性を評価する。困難性が大きいほど核兵器製造段階における物質魅力度が低い。
Bathke らの FOM 数式をベースに、Choi ら (7)、久野ら (8)の指摘をもとに FOM W を式(4)のように定義した。M W は裸の球状臨界質量(kg)、h W は核物質の発熱量(W/kg)、S W は自発核分裂中性子発生率(n/s/kg)である。Pr [ M W S W / 7.6×105 ] は Trinity デバイスをもとにしたフィズルの発生確率 (7)である。D W は 0.2M W (kg)の核物質から生じる放射線量(rad/h)である。
(4)
核拡散過程全体を通した物質魅力度 FOM TOTAL は核拡散過程の各段階における物質魅力度の積、あるいはそれに準ずる形で表現されるべきである。また、FOM TOTAL についても、Bathke らの FOM

3.1.2-10

と同様に、2 以上で物質魅力度が高い、0 以下で物質魅力度が低いことを表すべきである。以上の議論から、FOM TOTOAL を式(5)のように定義した。

(5)

本研究で構築した物質魅力度評価手法の妥当性を検証するために、金属 Pu、使用済燃料中の
Pu、MOX（Mixed oxide）燃料中の Pu について、DOE Table での魅力度レベルと FOM TOTAL による評
価値を、表 1 をもとに比較した。その結果、上記で挙げた全ての核物質について FOM TOTAL の値と
DOE Table における評価がよく一致し、本研究で構築した物質魅力度評価手法の妥当性が確認された。
2)

Pu 存在量に関する評価
Pu 存在量評価式 Q Pu を式(6)のように定義した。N Pu は日本が有する 152 t の使用済燃料中のPu(9)を各 Pu 消費シナリオに沿って地層処分した場合に、地層処分される Pu から製造可能な核兵器数を示す。N Pu,Present は、現時点で先述の 152 t の Pu から製造可能な核兵器数を示す。製造可能な核兵器数は Pu の質量を Pu の臨界質量で割ることによって求めた。

(6)3)

経時変化を考慮した物質魅力度と Pu 存在量の統合評価指標
FOM TOTAL と Q Pu の積を用いて、MNPI という指標を式(7)のように定義した。MNPI の値が大きいほど、その時点の使用済燃料に含まれる Pu の核拡散リスクが高いことを表す。MNPI の値自体が特定の意味を持つわけではなく、MNPI は値の大小を通した比較に適した指標である。

(7)

⑤

評価結果

1)

評価対象と計算方法
高温ガス炉との比較評価を行うため、(1)加圧水型軽水炉(PWR)におけるウラン燃料の燃焼から生じる使用済 PWR 燃料を直接地層処分する「直接処分シナリオ」、(2)使用済 PWR 燃料を再処理し、抽出 Pu から製造した MOX 燃料を PWR で燃焼させる「軽水炉 MOX シナリオ」、(3)使用済 PWR
燃料を再処理し、抽出 Pu から製造した TRISO 燃料を高温ガス炉で燃焼させる「HTGR シナリオ」、(4)使用済 PWR 燃料を再処理し、抽出 Pu から製造した ROX（Rock-like oxide）燃料を PWRで燃焼させる「軽水炉 ROX シナリオ」の 4 シナリオを評価対象とした。
PWR におけるウラン燃料、MOX 燃料の燃焼計算は ORIGEN2 コード (10)、ROX 燃料、TRISO 燃料の燃焼計算は SERPENT コード (11)を用いた。臨界質量及び放射線量は MCNP6 コード (12)を用いて計算した。発熱量及び自発核分裂中性子発生率は ORIGEN2 コードを用いて算出した。

3.1.2-11

2)

評価結果
図 3.1.2-19 に FOM TOTAL の計算結果を、図 3.1.2-20 に取り出し後 500 年以降の FOM TOTAL の推移を示す。図 3.1.2-19 が示すように、全シナリオで取り出し直後 FOM TOTAL の値は負であり、使用済燃
料中の Pu の物質魅力度は非常に低い。これは、使用済燃料中の多量の FP によって、使用済燃料の放射線レベルが非常に高く、FOM AC 、FOM P の値が非常に小さいためである。しかし、取り出し後の時間の経過とともに FP が崩壊し、使用済燃料の放射線レベルが低下するため、FOM TOTAL は上昇
し、取り出し後およそ数百年経過した後には FOM TOTAL は正の値をとる。また、全てのシナリオでFOM TOTAL は 2000 年から 20000 年にかけて最大値をとる。
図 3.1.2-20 が示すように、FP が消滅した取り出し後 500 年から 50000 年にかけては、軽水炉
MOX シナリオ、直接処分シナリオ、軽水炉 ROX シナリオ、HTGR シナリオの順に FOM TOTAL の値が大きい。特に、軽水炉 MOX シナリオと直接処分シナリオでは、FOM TOTAL の値が 1 を上回り、物質魅力度
が中程度となる期間が存在する。取り出し後 50 万年以降は、239Pu の崩壊により使用済燃料中のPu 濃度が減少し、入手すべき使用済燃料の重量が増加するため、全シナリオで FOM AC が低下する。
図 3.1.2-21 に Q Pu の計算結果を示す。図 3.1.2-21 から、Q Pu は HTGR シナリオ、軽水炉 ROX シ
ナリオ、軽水炉 MOX シナリオ、直接処分シナリオの順に小さい。最終的に地層処分される使用済
燃料の燃焼度が大きいシナリオほど、Q Pu の値は小さい。
図 3.1.2-22 に、MNPI の計算結果を示す。取り出し後 100～500 年以降には MNPI の値は上昇
し、取り出し後 1000～2000 年にかけて最大値をとる。この期間における Pu 同位体組成は半減期の長い 239Pu、240Pu、242Pu の割合が高く、Pu 量、Q Pu の減少がゆるやかな一方で、FOM TOTAL の値は著しく増加するためである。しかし、取り出し後 5000 年以降にかけては、半減期が 6561 年である
240

Pu の崩壊により、Q Pu の値が著しく低下し、MNPI は減少する。さらに、取り出し後 20000 年以

降は、半減期が 24000 年である 239Pu の崩壊によって Q Pu の値が低下すること、FOM TOTAL の値が低下することの 2 点によって MNPI はさらに低下していく。
取り出し後数百年以降に見られる MNPI の上昇は、使用済燃料中の Pu の核拡散リスクの上昇を意味する「Pu 鉱山」の出現を示している。MNPI の値は直接処分シナリオ、軽水炉 MOX シナリ
オ、軽水炉 ROX シナリオ、HTGR シナリオの順に大きい。再処理を伴わないために Q Pu の値が大きく、FOM TOTAL の値も比較的大きな直接処分シナリオにおける MNPI の値が特に大きい。
3)考察
Pu 消費シナリオ間の FOM TOTAL 、Q Pu 、MNPI の差異を分析し、Pu 消費シナリオの核拡散抵抗性を高めるために重要な要素を考察した。FOM TOTAL の値が最大となる取り出し後 2000 年から 20000 年における FOM TOTAL の値を低下させるために、入手すべき使用済燃料の重量 M AC を増加させる、E P の値を小さくする、つまり使用済燃料の化学形態を Pu 抽出が困難なものにする、Pu から生じる自発核分裂中性子発生量 M W S W を増加させることが重要であると分かった。M AC を増加させるためには、初期装荷燃料の Pu 濃度を低くする、あるいは燃焼度を大きくし、Pu 燃焼量を増加させることが有効である。E P を小さくするためには、酸やアルカリに強い耐性を持つ不活性母材を伴う燃料を用いるべきである。M W S W を増加させるためには、燃焼度を高くし、Pu 同位体組成における
240

Pu、242Pu の割合を増加させることが重要である。また、Q Pu の値を減少させるために、燃焼度3.1.2-12

を高くとり、Pu 燃焼量を多くすること、同位体組成における 240Pu や 242Pu の割合を増加させ、Puの臨界質量を大きくすることが重要である。
以上より、Pu 消費シナリオを物質障壁の観点から核拡散抵抗性を高めるために、初期装荷燃料の Pu 濃度を低くする、燃焼度を大きくする、Pu 抽出が困難である不活性母材等を用いた燃料形態を採用することが重要である。この点において、TRISO 燃料を非常に高い燃焼度で燃焼させる HTGR シナリオは有効なオプションである。
(6) まとめ本研究では、プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全性向上を目的として、燃料の処分過程を含む
ライフサイクルの全ての過程におけるセキュリティと安全性の両立について評価を行う。
平成 29 年度は、基礎的な試験及び解析により黒鉛の輻射伝熱特性を検討し、全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。さらに、最終年度のとりまとめとして、3.1.1と合わせて、ライフサイクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立について評価を行った。
主な検討内容を次に示す。
① 同心円上に配置した 2 つの円筒状の黒鉛試験片を用いて、酸素濃度をパラメータとして空気・窒素混合ガス侵入時の黒鉛の過渡温度変動データ及び質量減少データを取得した。
② 黒鉛の酸化反応モデルを導入した RELAP5 で酸素濃度の異なるガス侵入実験をシミュレーシ
ョンし、黒鉛の過渡温度変化及び酸化による黒鉛の質量減量を実験値と比較評価した。いずれについても RELAP5 解析値は実験データとよい一致を示し、実験データよりもやや保守的な傾向を示すことがわかった。
③ 全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。具体的には、冷却喪失
後に、空気侵入による酸化発熱が加わった場合を想定し、酸化発熱量及び輻射率をパラメータとして評価した結果、1600℃を大きく超えないことを示した。通常の冷却喪失事故に加えて、より厳しくなる酸化反応を加えたセキュリティ起因の事故であっても、炉心損傷には大きな余裕がある事がわかった。
④ Pu 燃焼高温ガス炉のライフサイクル全体を見通したセキュリティと安全性の両立について評価するため、数万年という長期間にわたる核不拡散性評価を行った。長期的な核不拡散性を評価するため、半永久的に核拡散に対する障壁となり得る物質障壁に着目し、核物質の質や量に関するパラメータの経時変化を求め、物質魅力度を時間の関数として評価するとともに、Pu 存在量の経時変化を統合した評価手法を構築した。
⑤ Pu 燃焼高温ガス炉との比較評価を行うため、使用済 PWR 燃料の「直接処分シナリオ」、「軽水
炉 MOX シナリオ」、「軽水炉 ROX シナリオ」の 4 シナリオを評価対象とした。核拡散過程全体を通した物質魅力度と Pu 存在量の積で示される統合評価値は、取り出し後数百年以降に 4シナリオともに上昇し、使用済燃料中の Pu の核拡散リスクの上昇を意味するが、HTGR シナ
リオは他のケースに比べリスクははるかに小さいことが定量的に示された。これにより Pu

3.1.2-13

燃焼炉としての HTGR は、プルトニウム処分やバックエンドの観点からも有望なオプションとなりうることが示された。
参考文献
(1)

田中毅、物質魅力度指標を用いた Pu 消費シナリオの核不拡散性評価、東京大学修士論文（2015）(2)

S.V. Mladineo et al., “Guidelines for the performance of nonproliferationassessments”, PNNL-14294 (2003)(3)

Charles G. Bathke et al, “The attractiveness of materials in advanced nuclear
fuel cycles for various proliferation and theft scenarios”, Nuclear Technology
179 (2012).

(4)“Nuclear Materials Control and Accountability”, DOE-STD-1194-2011(5)

Wayne E. K. et al, “The application of a figure of merit for nuclear explosive
utility as a metric for material attractiveness in a nuclear material theftscenario”, Nuclear Engineering and Design 240 (2010) 3699-3707.

(6)

V.D. Cleary et al, "Strengthening the Foundations of Proliferation Assessment
Tools," Sandia Report SAND2007-6158 (2007)(7)

J.-S. Choi, “Nuclear Energy and Security Risks”, Rajesh M. Basrur, Koh Swee
Lean Collin (Eds), “Nuclear Power and Energy Security in Asia”, 134 - 137,
Routledge (2012).

(8)

Y. Kuno et al., “Quantitative Comparison Study on Nuclear Nonproliferation for
Plutonium in Spent Fuel Direct Disposal and Recycle Use”, INMM 55th Annual
Meeting, Atlanta, Institute of Nuclear Material Management (2014).

(9)2012 年第 39 回原子力委員会資料第 2 号(10) A. G. Croff et al., “A User’s Manual for the ORIGEN2 Computer Code” (1980).
(11) D.B.Pelowitz, ed., “MCNP6 USER’S MANUAL, version 1.0,” LA-CP-12-00634, (2013)(12) Leppänen, J., VTT Techncal Research Centre of Finland, “Serpent – a Continuousenergy Monte Carlo Reactor Physics Burnup Calculation Code” (2013).

3.1.2-14

表 3.1.2-1 酸素濃度を変えた注入実験条件

Case No.

Temperature (˚C)

O2 mole fraction (%)

1

Injection period (mins)

21%

2

15%
950

3

10%

4

5%

5

21%

6

1150

5

15%

7

10%
N2 injection

8

950

0%

9

1150

0%

5

表 3.1.2-2 酸素濃度を変えた注入実験の温度変化

Temperature（℃）

950

1150

Temperature change

Case NoO2 (%)

1

21+13.45

+3.0

2

15

+4.7

+2.0

3

10

-9.75

0.0

4

5

-14.9

-1.25

8

0

-12.4

-3.0

5

21

+12.05

+3.5

6

15

+9.1

+3.65

7

10

-14.5

+0.25

9

0

-15.9

-6.55

3.1.2-15

IC（℃）

OC（℃）

表 3.1.2-3 Star CCM+の解析条件（950℃定常状態）
Boundary conditions
Location

Initial conditions
Location

Parameter

Value

Temperature

300 K

Parameter

Value

Temperature

300 K

Flow inlet
Mass flow

Flow
Mass flow

Flow outlet

Inner graphite

Pressure

0.101 MPa

1223 K

Outer graphite

773 K

Outer graphite

Ceramic plate

773 K(outer surface)

Pins

773 K

Temperature

Environment

309 K

temperature
Pins

Conduction

Parameter for adjustingheat loss

temperature field67

表 3.1.2-4 Star CCM+の解析値と実測値の比較

Experiment (˚C) Star CCM+ (˚C)

Location
950 ˚C case

1150˚C case

Inner Graphite center

937.1~940.3

941.0

Inner Graphite Top

855.6~868.5

873.0

Outer Graphite Center

391.6~399.25

382.2

Inner Graphite center

1134.8~1137.4

1142.6

Inner Graphite Top

1032.3~1052.4

1036.1

Outer Graphite Center

475.0~505.8

470.0

表 3.1.2-5 RELAP5 解析の境界条件

Parameter
Inlet mass flowrate

Parameter

0.101 MPa

Outer graphite
conduction heatloss in axial
direction

Annulus channel
Argon channel

Inlet pressure
Inlet gas
composition

Value

Annulus channel

O2: 5%, 10%,15%,21%

Argon channel

Ar: 100%

Outlet pressure

Top ceramic plate
temperature

0.101 MPa
69W
950˚C case

Inner graphite
power
1150˚C case*

(Joule heating: 215.0W
Conduction heat losses: -146.0W * )127.0W *(Joule heating: 331.0W

Conduction heat loss: -204.0W * )3.1.2-16

Bottom ceramic
plate temperature

Value
950˚C case-10.0W *1150˚C case-21.1W

950˚C case451˚C *

1150˚C case

542˚C

*

950˚C case

443˚C

*

1150˚C case

533˚C

*

*

* Indicates the values were derived fromthe results of star CCM+

表 3.1.2-6 FOM の値と物質魅力度カテゴリ (4)FOM

Attractiveness

DOE Table Category

> 2

High

～B

1 to 2Medium～C

0 to 1

Low

～D

< 0

Very Low～E

表 3.1.2-7 E P の値
化学形態

E P の値

純粋な金属

2.5

単一化合物

2

混合化合物

1.5

従来型の使用済燃料

0.5

非従来型の使用済燃料

0

Gas out
Graphite

Graphite)2
1

4

Ident No

Location

No.1 T/C (IC)

Inner Graphite CenterNo.2 T/C (IT)

Inner Graphite Top

Gas

No.3 T/C (OC)Outer Graphite Center

Gas Injection

No.4 T/C (OT)

Outer Graphite Top3

図 3.1.2-1 試験体及び熱電対位置

3.1.2-17図 3.1.2-2 酸素濃度を変えた注入実験の内側試験片温度変化

図 3.1.2-3 酸素濃度を変えた注入実験の外側試験片温度変化

図 3.1.2-4 酸素濃度を変えた注入実験後の内側試験片質量減少

3.1.2-18

ExperimentStar CCM+
Simulation

Vertical conduction heatlosses ???

Estimate conduction heat losses bymatching the temperature field

REALP5/SCDAP
Simulation

???

1036℃
470
℃

???

1143℃

Heat Sinks

Temperature
measurements

図 3.1.2-5 酸素注入時の過渡温度変化解析手順

図 3.1.2-6 Star CCM+の解析モデル

3.1.2-19

図 3.1.2-7 Star CCM+による温度分布解析結果と熱電対位置の温度

Conduction

1150℃ Case
950℃ Case
Joule heating

100%

Conduction-70%

Convection-2%

Radiation-28%

Radiation
Convection

Flow

Flow

Conduction-250 -150

-50
50
150
Power (W)

図 3.1.2-8 Star CCM+解析結果による内側黒鉛のヒートバランス

3.1.2-20

250

350
71

Conduction

1150℃ Case
950℃ Case

Radiation

Argon

Flow

Radiation (in)100%

Conduction-25%

Convection-6%

Radiation (out)

-69%

Flow

Convection-60 -40 -20 0 20 40 60 80
72Power(W)
図 3.1.2-9 Star CCM+解析結果による外側黒鉛のヒートバランス

Flow path
1. Annulus (N2 and O2)
2. Pipe (Ar)

Pipe
(Ar)

Inner
GraphiteHeat structure
1.
2.
3.
4.

Inner graphite
Outer graphite
Ceramic plates
Metal chamber

Annulus(O2, N2)

Outer
Graphite

Metal Chamber74

図 3.1.2-10 酸素注入実験体系の RELAP5 解析モデル

3.1.2-21

図 3.1.2-11 窒素注入時の RELAP5 解析結果と実測温度変化の比較

O2 21%

O2 21%

O2 15%
O2 15%
O2 10%
O2 10%
O2 5%
図 3.1.2-12 酸素注入時の RELAP5 解析結果と実測温度変化の比較

3.1.2-22

1150℃
O2 21%
1150℃
O2 15%

950℃
O2 21%
950℃
O2 15%

1150℃
O2 10%
950℃
O2 10%
950℃
O2 5%

図 3.1.2-13 酸素注入後の黒鉛質量減少量の RELAP5 解析結果と実測値の比較

2200600MWth2000

空気侵入時の燃

燃料温度 （℃）

1800

料温度評価点

400MWth
1600

350MWth

1400
300MWth
1200
1000
800

0

50

100

150

200

スクラム後の時間 (hr)
図 3.1.2-14 プルトニウム炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

3.1.2-23定格出力に対する崩壊熱割合（%）

1.0

全崩壊熱（FP+アクチニド）
0.8

0.6

ウラン炉心

0.4

プルトニウム炉心

0.2

0.0
0

50

100
時間（hr)

150200

図 3.1.2-15 崩壊熱

燃料棒 1 体と周囲の黒鉛ブロックの一部をモデル化

図 3.1.2-16 燃料ブロック

3.1.2-24

𝑇𝑇𝑠𝑠 (℃)

𝑇𝑇∞ (℃)

Emissivity (-)
図 3.1.2-17 流量喪失＋空気侵入時の燃料ブロック代表温度（原子炉容器温度をパラメータ）

𝑇𝑇𝑠𝑠 (℃)

𝑘𝑘 (%)

Emissivity (-)
図 3.1.2-18 流量喪失＋空気侵入時の燃料ブロック代表温度（酸化反応発熱をパラメータ）

3.1.2-25

図 3.1.2-19 FOM TOTAL の推移

図 3.1.2-20 FOM TOTAL の推移 (取り出し後 500 年以降)

図 3.1.2-21 Q Pu の推移

3.1.2-26

図 3.1.2-22 MNPI の推移

3.1.2-27

3.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計（再委託先：原子力機構）
3.2.1 燃料成立性評価（H26～H29）(1) 目的
プルトニウム（Pu）燃焼高温ガス炉 (1)を実現するためには、高燃焼度（500～600 GWd/t 程度）における被覆燃料粒子の健全性確保は重要な課題の 1 つである。高燃焼度における被覆燃料粒子の主な破損機構として、核分裂反応に伴う一酸化炭素（CO）ガスや核分裂生成物（Fission Product:FP）ガスの分圧上昇による内圧破損が挙げられる。CO ガスは核分裂反応に伴い生成する遊離酸素と被覆燃料粒子の低密度熱分解炭素層の反応により生成される。本研究では、酸素ゲッターの機能を持つ炭化ジルコニウム（ZrC）の燃料核への直接被覆（図 3.2.1-1）により、高燃焼度における被覆燃料粒子の健全性確保を図る。具体的には、ZrC-O 反応を考慮した被覆燃料粒子内の CO ガ
ス分圧を FP ガス分圧と併せて計算し、内圧破損の観点から燃料の成立性を評価して ZrC 層の厚さなど被覆燃料粒子の仕様を決める。
平成 26 年度は、ZrC 層を PuO 2 -YSZ 燃料核に直接被覆した被覆燃料粒子の CO ガス分圧及び FP
ガス分圧の評価手法を検討するとともに、評価に必要な内圧計算コードを整備した。平成 27 年度
は、整備した計算コードを用いて遊離酸素由来の CO ガスや FP ガスによる内圧破損挙動を評価するとともに、ZrC 層における ZrC-O 2 反応による内圧抑制の効果を熱化学平衡論に基づき評価した。
平成 28 年度は、これらの評価結果をベースにして ZrC 被覆層の厚さを検討した。平成 29 年度は、ZrC 層による内圧抑制効果を考慮した上で、SiC-TRISO（Tri-isotropic、以下 TRISO とする）被覆厚さを検討した。
(2) 被覆燃料粒子の概要
既存の高温ガス炉の燃料である TRISO（Tri-isotropic）被覆燃料粒子は、二酸化ウラン（UO 2 ）の燃料核を 4 重のセラミック被覆層（第 1 層：低密度熱分解炭素／第 2 層：内側高密度熱分解炭素／第 3 層：炭化ケイ素（SiC）／第 4 層：外側高密度熱分解炭素で被覆した球状燃料（図 3.2.1-1）であり、FP ガスを閉じ込める機能を持つ。
本研究で対象とする Pu 燃焼高温ガス炉の被覆燃料粒子は、図 3.2.1-1 に示すように、イットリ
ア安定化ジルコニア（Yttria Stabilized Zirconia: YSZ）を母材とする二酸化プルトニウム。
（PuO 2 -YSZ）の燃料核に ZrC 及び TRISO 被覆を施したものである（ZrC/SiC 被覆燃料粒子）(3) 内圧計算コードの整備（H26）
PuO 2 -YSZ 被覆燃料粒子の内圧評価は、整備する内圧破損解析コード Code-B2(2)及び市販の熱力学平衡計算ソフトウェア FactSage(3)などを用い、ZrC 層における遊離酸素と ZrC の化学反応を考慮して行うこととした。また、PuO 2 -YSZ 被覆燃料粒子の内圧計算に必要な PuO 2 からの遊離酸素生
成率、Pu-239 及び Pu-241 の核分裂割合や安定希ガス FP の収率を入力で設定できるように
Code-B-2 を整備し、PC（Windows）上で正常に動作することを確認した。
Code-B-2 を用いて PuO 2 -YSZ を燃料核とする被覆燃料粒子の内圧計算を行うにあたっては、
Pu-239 と Pu-241 の核分裂割合、及び Pu-239 と Pu-241 の安定希ガス FP の収率を、入力で設定する必要がある。そこで、核分裂割合と安定希ガス FP の収率を調べた。核分裂割合については、セル燃焼計算を行って 500 GWd/t までの Pu-239 と Pu-241 の核分裂の割合を算出した。図 3.2.1-2

3.2.1-1

に示すように、Pu-239 の核分裂割合は燃焼に伴い 0.95 から 0.25 まで減少し、Pu-241 は 0.05 から 0.75 まで増加する。
安定希ガス FP の収率については、以下の核種を安定希ガス FP と定義し (4)、これらの累積収率の積算値にデータの不確かさを考慮した値を安定希ガス FP の収率とした。具体的には、JENDL-4.0(5) に格納されている熱中性子（0.0253 eV）による核分裂時の累積収率及びその不確かさ（1σ）のデータを Pu-239 及び Pu-241 について調べ、Pu-239 の核分裂による安定希ガスの収率は 0.28、Pu-241 の安定希ガスの収率は 0.26 とした。
He-3、He-4
Ne-20、Ne-21、Ne-22
Ar-36、Ar-38、Ar-40
Kr-78、Kr-80、Kr-82、Kr-83、Kr-84、Kr-86
Xe-124、Xr-126、Xe-128、Xe-129、Xe-130、Xe-131、Xe-132、Xe-134、Xe-136(4) 内圧破損挙動及び ZrC 層による内圧抑制効果の評価（H27）
Pu 燃焼高温ガス炉の被覆燃料粒子（燃料核：PuO 2 -YSZ）を、概念設計が行われた高温ガス炉
GTHTR300(6)の被覆燃料粒子と燃料核以外の材質及び寸法を同じに仮定して 500 GWd/t での内圧を計算した。その結果、ZrC 層を燃料核に直接被覆して CO 分圧を十分に抑制できれば、燃焼度 500
GWd/t における内圧は、GTHTR300 の被覆燃料粒子の取出し時の内圧と同程度となることが分かった（表 3.2.1-1）。これにより、内圧破損の観点からは 500 GWd/t の燃焼度を達成できる見通しを得た。
ZrC-O 2 の平衡状態を、熱化学平衡計算ソフトウェア FactSage (4)を用いて調べた。ZrC と O 2 のモル比を 1:1 に設定した場合の計算結果を図 3.2.1-3 に示す。500℃から 1600℃においては、ZrO 2（固体）と C（固体）のみが存在し気体は存在しない。高温ガス炉は事故時においても燃料温度が 1600℃を超えないように設計が行われる。したがって、遊離酸素分子と当モル数の ZrC 層を燃
料核に被覆することで、事故時を含めた全ての温度条件下で遊離酸素分圧をゼロ、すなわち CO 分
圧をゼロにできることが期待でき、ZrC 層被覆による内圧抑制効果は非常に大きいことが分かった。
(5) 被覆層の厚さの検討（H28）
核分裂反応に伴い燃料核から放出される遊離酸素の捕獲に必要な ZrC 層の厚さを検討した。検討は、平成 27 年度の検討結果に基づき高温ガス炉の温度条件下において ZrC+O 2 →ZrO 2 +C 反応は
不可逆反応とし、ZrC と O 2 が過不足無く反応するとして行った。その結果、検討した燃料核の大きさの範囲（150 µm～300 µm）及び 500～600 GWd/t の燃焼度において、燃料核から放出される遊離酸素の全量を捕獲するための ZrC 層厚さは 3 µm～8 µm であることが分かった。
(6) TRISO 被覆厚さの検討（H29）①

検討方法
内圧破損を抑制する観点からは、燃料核の直径は小さい方がよい。米国 Deep Burn 炉 (7)の検討

結果を参考にして、Pu 燃焼高温ガス炉の燃料核の直径は 300 µm を暫定値としてきた。本事業の中で原子燃料工業が実施した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核製造試験において、直径 300 µm の模擬燃料核3.2.1-2

の製造は現状技術では困難であること、直径 400 µm の模擬燃料核であれば現状技術で製造できることが分かった。そこで、本検討においては、燃料核の直径は製造性の観点から 400 µm に設定した。取出し燃焼度は、平成 29 年度の炉心核熱設計の検討結果から 625 GWd/t に設定した。発生する遊離酸素の全量を捕獲するために必要な ZrC 層の厚さは、平成 28 年度の検討結果から 10 µmに設定した。バッファ層、I-PyC 層、SiC 層及び O-PyC 層の厚さは、国内で製造実績がある高燃焼度被覆燃料粒子 （8）と同じに設定した（表 3.2.1-1）。
TRISO 被覆の中で SiC 層の強度が最も高く、FP ガスを被覆燃料粒子内に閉じ込める圧力容器としての役割を持つ。米国 Deep Burn 炉の被覆燃料粒子の設計では、内圧上昇に起因する SiC 層の破損割合の許容値は 3.33×10-3とされている （9）。本検討では、この値を SiC 層の破損割合の許容値として用いることとし、取出し時の SiC 層の破損割合が 3.33×10-3以下の場合に燃料設計が成立すると判断することとした。
SiC 層の破損割合の計算式を式(1)に示す (10)。SiC 層に加わる応力は、内圧及び PyC 層の照射収縮による締め付けを考慮した。内圧の計算にはプルトニウム燃料の内圧を計算できるように整備した Code-B-2 を用い、核分裂に伴い生成し燃料核から放出される遊離酸素は全て ZrC に捕獲されることとした。内圧及び PyC 層の照射収縮を考慮した応力は、汎用計算コード ABUQUS を用いて計算した。SiC 層の強度は、高速中性子の照射による劣化を考慮し、高速中性子の照射量は SRAC による炉心燃焼計算結果の値を用いた。また、式(1)のワイブル係数は 8 に設定した （10）。
m σ( t )  f ( t ) = 1 − exp − ln 2 ×   σ 0 (t)  (1)f(t)：燃焼度 t における SiC 層の破損確率σ(t)：燃焼度 t における SiC 層に加わる応力σ0(t)：燃焼度 t における SiC 層の強度
m：被覆層のワイブル係数②

結果
SiC 層の破損割合の計算結果を図 3.2.1-4 に示す。ZrC 層を被覆しない場合の SiC 層の破損割合

は、
約 220 GWd/t で許容値を超える。
ZrC 層を被覆する場合の SiC 層の破損割合は、
燃焼度 625 GWd/tにおいて許容値以下であり燃料設計が成立する。
(7) まとめ
Pu 燃焼高温ガス炉を実現するためには、高燃焼度における被覆燃料粒子の健全性確保は重要な課題である。被覆燃料粒子の内圧破損は、高燃焼度における被覆燃料粒子の主な破損機構の 1 つであり、本研究では高燃焼度においても内圧破損を起こさない被覆燃料粒子の設計を行った。設計の参考にした Deep Burn 炉の被覆燃料粒子の燃料直径は 300 µm 程度であるが、本研究では、PuO 2 -YSZ 燃料核の製造性の観点から 400 µm に設定した。核分裂に伴い燃料核から放出される遊離酸素量を計算し、それを捕獲するために必要な ZrC 層の厚さを 10 µm に設定した。その外側のバッファ層、O-PyC 層、SiC 層、I-SiC 層の厚さは、国内で製造実績がある高燃焼度被覆燃料粒子の値と同じに設定し、ワイブル関数を用いて燃焼度に対する SiC 層の破損割合を計算した。その3.2.1-3

結果、炉心燃焼計算を行った得た取出し燃焼度 625 GWd/t での SiC 層の破損割合は許容値以下であり、高燃焼度で内圧破損を起こさない被覆燃料粒子の設計を提示することができた。
参考文献(1) Yuji Fukaya, Minoru Goto, Hirofumi Ohashi, Yukio Tachibana, Kazuhiko Kunitomi and
Satoshi Chiba, "Proposal of a plutonium burner system based on HTGR with highproliferation resistance", J. Nucl. Sci. Technol., 51(6), 818-831 (2014).
(2) 相原純，大橋弘史，沢和弘，橘幸男，“SiC-TRISO 燃料粒子の横領計算のための Code-B-2",
JAEA-Data/Code 2012-030 (2013).
(3) 株式会社計算力学研究センター，“熱力学平衡計算ソフトウェア＆熱力学データベース
FactSage”，http://www.rccm.co.jp/product/thermodynamics/factsage/（閲覧日：2015 年 3
月 2 日）．
(4) 日 本 原 子 力 研 究 開 発 機 構 ， “ WWW

Chart

of

the

Nuclides2010 ” ，http://wwwndc.jaea.go.jp/CN10/index.html/（閲覧日：2015 年 3 月 2 日）．
(5) K. Shibata, O. Iwamoto, T. Nakagawa, N. Iwamoto, A. Ichihara, S. Kunieda, S. Chiba,
K. Furutaka, N. Otuka, T. Ohsawa, T. Murata, H. Matsunobu, A. Zukeran, S. Kamada, and
J. Katakura: "JENDL-4.0: A New Library for Nuclear Science and Engineering," J. Nucl.
Sci. Technol. 48(1), 1-30 (2011).
(6) 中田哲夫，片西昌司，高田昌二，Xing YAN，國富一彦，“高温ガス炉ガスタービン発電システム（GTHTR300）の核設計”，JAERI-Tech 2002-066 (2002)．
(7) T. Kim, T. Taiwo, R. Hill, and W. Yang, "A Feasibility Study of Reactor-Based Deep-BurnConcepts", ANL-AFCI-155 (2005).
(8) 相原純，植田祥平，柴田大受，沢和弘，“日本製高品質高温ガス炉燃料の破損陸計算法の提案”,
日本原子力学会和文論文誌，Vol. 11，No. 2，p.158-163 (2012)．
(9) Matther B. Richards, "Deployment of FBR/VHTR Systems for Japan's Future Energy Demands",
GA-A25934 (2007).
(10)沢和弘，角田淳弥，渡部隆，“高温ガス炉運転中の被覆燃料粒子挙動及び核分裂生成物ガス挙動解析コード”，JAERI-Data/Code 99-034 (1999)．

3.2.1-4

表 3.2.1-1 最大燃焼度における被覆燃料粒子内圧の計算結果
項目

単位

PuO 2 -YSZ 燃料核

UO 2 燃料核

被覆燃料粒子

被覆燃料粒子（500 GWd/t)（139 GWd/t）

内圧

MPa

277

60

CO 分圧

MPa

220

42

FP 分圧

MPa

57

18

表 3.2.1-2 設定した燃料仕様
燃料核直径

400 µmZrC 層厚さ10 µm

バッファ層厚さ

95 µm

I-PyC 層厚さ

40 µm

SiC 層厚さ

35 µm

O-PyC 層厚さ40 µm

遊離酸素を捕獲するZrC層を追加し内圧を抑制
燃料核：UO2 → PuO2-YSZ
低密度炭素層：ガスプレナム
高密度炭素層：FPガス障壁
SiC層：金属FP障壁
従来のUO2被覆粒子燃料

ZrC/SiC被覆粒子燃料の概念図（セキュリティ強化型安全燃料）

図 3.2.1-1 ZrC を PuO 2 -YSZ 燃料核に直接被覆した被覆燃料粒子

3.2.1-5

100
Pu-239Pu-241

核分裂割合

75
50
25
0

0

100

200
300
燃焼度 (GWd/t)

400

500

図 3.2.1-2 PuO 2 -YSZ を燃料核とする被覆燃料粒子の燃焼に伴う核分裂割合の変化

図 3.2.1-3 FactSage による ZrC-O 2 体系の熱化学平衡計算の結果（s 及び s2 は固体、g は気体を表す）

3.2.1-6

1.E+00

破損確率1.E-02
1.E-04
1.E-06ZrC層ありZrC層なし1.E-08

目標値
1.E-10

0

100

200

300

400

500

600

700

燃焼度 (GWd/t)

図 3.2.1-4 SiC 層破損割合と燃焼度の関係

3.2.1-7800

900

3.2.2 炉心核熱設計（H26～H29）(1) 目的セキュリティ強化型安全燃料を装荷したプルトニウム（Pu）燃焼高温ガス炉の炉心核熱設計の提示を目的として、3 次元全炉心計算及び燃料温度計算を行って核特性値（反応度温度係数及び炉停止余裕）及び通常運転時の燃料温度を算出し核熱成立性を評価するとともに、システムの成立性を評価した。なお、初装荷燃料の Pu 富化度は 100%で U を含まない。
平成 26 年度は、Pu 燃焼高温ガス炉の炉心燃焼計算を行うために必要な核計算コードシステム
を Linux 計算機上に整備するとともに、入力ファイルを作成した。平成 27 年度は、整備した計算
コードシステム及び作成した入力ファイルを用いて、Pu 燃焼高温ガス炉の予備的な核特性解析を行った。平成 28 年度及び 29 年度は、安全解析結果を反映させた炉心核熱設計を行った。また、
平成 29 年度には、平成 27 年「長期エネルギー需要見通し」の需要予測に基づき、Pu 高温ガス炉の導入シナリオを策定し、導入基数やプルトニウムの消費量等を評価した。
(2) コード整備及び入力ファイルの作成（H26）
Pu 燃焼高温ガス炉の炉心燃焼計算を行うために、SRAC2006EX コードシステムを Linux 計算機上に整備した。SRAC2006EX コードシステムは、SRAC2006 コードシステム (1)に格納されているセル
燃焼計算コード PIJ(1) を、被覆燃料粒子に起因する二重非均質性を考慮した計算ができるように改良したものである (2)。SRAC2006EX コードシステムに付属するサンプル入力等を用いたテスト計算を行い、SRAC2006EX コードシステムが Linux 計算機上に整備されたことを確認した。
炉心核熱設計は、米国 Deep Burn 炉 (3)を参考にして検討を開始した。Deep Burn 炉と同様に 144
燃料カラムで構成される Pu 燃焼高温ガス炉（144 カラム炉心）の炉心燃焼計算を行うために必要な、高温ガス炉用に改良したセル燃焼計算コード PIJ、多次元炉心燃焼計算コード COREBN(1)及び履歴ファイル管理コード HIST(1)の入力ファイルを作成した。
(3) 核特性解析（H27）
Pu 燃焼高温ガス炉の核熱特性を把握することを目的とした予備的な検討を行った。H26 年度に整備した計算コード及び入力ファイルを用いて 144 カラム炉心の 3 次元全炉心計算を行い、炉停止余裕及び反応度温度係数を算出して核的な成立性を評価した。その結果、炉停止余裕 1%∆k/k以上を確保するためには、少なくとも 13.7%∆k/k 相当の中性子吸収材を制御棒または反応度調整
材（Burnable Poison: BP）として炉心に追加装荷する必要があることが分かった。反応度温度係数については、燃焼期間にわたり負の値を確保できる見通しを得た。
(4) 核熱特性解析（H28～H29）
H27 年度に検討した 144 カラム炉心を対象にして、本事業の中で減圧事故時の予備検討が行われ、事故時の燃料温度が制限値 1600℃を超える結果が示された。
この問題を解決する方法として、
以下の 2 つの案が提案された。
① 減圧事故時の崩壊熱除去を促進するために、原子炉出力は変えずに燃料カラム数を減らし、燃料領域の径方向の幅を小さくする。
② 崩壊熱を減らすために、燃料カラム数は変えずに原子炉出力を低くする。

3.2.2-1

平成 28 年度は、燃料領域の径方向の幅を小さくし、燃料領域が 90 燃料カラムで構成される出力600 MWth の炉心（90 カラム炉心、図 3.2.2-2）について核熱成立性を検討した。その結果、H27
年度の検討結果と同様に炉停止余裕を確保するためには中性子吸収材を追加装荷する必要がある
こと、燃料最高温度を下げるために出力分布を調整する必要があることが分かった。反応度温度
係数については燃焼期間にわたり負の値を確保できることが分かった。
H28 年度の検討結果をベースに BP の仕様を調整し、原子炉出力 600 MWth の 90 カラム炉心について核熱成立性を検討した。また、H27 年度に検討した出力 600 MWth の 144 カラム炉心をベースにし、出力を 400 MWth に下げるとともに、炉停止余裕を確保するために燃料カラムを 12 本減らした炉心（132 カラム炉心、図 3.2.2-3）についても核熱成立性を検討した。Pu-239 の残存率を小さくするためには燃焼度を高くする必要がある。そこで、90 カラム炉心及び 132 カラム炉心ともに、高燃焼度を達成するために燃料シャッフリングを採用し、核熱成立性の検討は平衡炉心について行った。核熱成立性の条件は、炉停止余裕、反応度温度係数及び燃料最高温度が、表 3.2.2-1に示す設計要求を満たすこととした。
①

検討した Pu 燃焼高温ガス炉の概要

1)

炉心90 カラム炉心の炉心形状は、H27 年度に検討した 144 カラム炉心に比べて燃料領域が径方向に2 層分狭く設定した。132 カラム炉心は、144 カラム炉心をベースにして、炉停止余裕を確保する
ために燃料カラム 12 本を制御棒案内カラムに置き換えたものである。炉心の主な仕様を表
3.2.2-2 に示す。
2)

燃料
Pu 燃焼高温ガス炉では、イットリア安定化ジルコニア（Yttria Stabilized Zirconia: YSZ）

を母材とする二酸化プルトニウム（PuO 2 ）の燃料核に ZrC を直接被覆した SiC-TRISO 被覆燃料粒子を用いる。炉心核熱計算で設定した燃料の主な仕様を表 3.2.2-3 に示す。また、燃料コンパク
ト及び燃料棒の概略図を図 3.2.2-4 及び図 3.2.2-5 に示す。
3)

反応度制御機構
反応度制御は、制御棒と BP を用いて行う。制御棒は、制御棒案内カラムに施された制御棒挿入

孔を通して炉心上部から炉心に挿入される。90 カラム炉心は、燃料領域の内側に 24 本、燃料領域の外側に 36 本の制御棒を装荷する。132 カラム炉心は、燃料領域の内側に 12 本、燃料領域に24 本、燃料領域の外側に 36 本の制御棒を装荷する。BP は GTHTR300(4)や HTTR(5)の場合と同様に、炭化ホウ素と黒鉛を混合して焼き固めたペレットで、それらを各燃料ブロックのダウエルピンの下に棒状に装荷する。
4)

燃料シャッフリング
GTHTR300 の炉心はウランを燃料とする燃料カラム 90 本で構成され、軸方向サンドウィッチシャッフリングを採用し高燃焼度の達成が図られている。そこで、炉心形状がほぼ同じ 90 カラム炉
心には GTHTR300 と同じ軸方向サンドウィッチシャッフリング（図 3.2.2-6）を採用する。サンド3.2.2-2

ウィッチシャッフリングでは、新燃料を炉心の奇数レイヤに装荷し、300 日燃焼後 1 レイヤ下に移動させて更に 300 日燃焼させた後、炉心から取り出す。132 カラム炉心には、軸方向シャッフ
リング及び径方向シャッフリングに関する予備検討の結果から、図 3.2.2-7 に示す軸方向 4 バッ
チシャッフリングを採用する。軸方向 4 バッチシャッフリングでは、新燃料をレイヤ 1 及びレイ
ヤ 2 に装荷し、430 日燃焼後それぞれ 2 レイヤ下に移動させる。これを計 4 回繰り返して 1720 日燃焼させた後、炉心から取り出す。
②

計算方法
炉心燃焼計算は、SRAC2006EX コードシステムに格納されている高温ガス炉用に改良したセル燃焼計算コード PIJ、多次元炉心燃焼計算コード COREBN、及び履歴ファイル管理コード HIST を用いて行う。炉心燃焼計算は、制御棒位置を各燃焼ステップで臨界位置に設定して行う。炉心燃焼計
算に必要な少数群断面積は PIJ を用いたセル燃焼計算を行って作成する。
炉停止余裕は、炉心温度 300 K 均一、反応度価値が最大の制御棒 1 対（2 本）を全引抜（ワンロッドスタック）、その他の制御棒を全挿入の条件で実効増倍率を計算し、以下の式により算出する。
𝜌𝜌 =1 − 𝑘𝑘𝑘𝑘

ρ：炉停止余裕k：実効増倍率

反応度温度係数は、出力運転の炉心温度条件をベースにして、温度を変えた+100 K）ブランチ
オフ計算を行って実効増倍率を計算し、以下の式により反応度温度係数を燃焼初期、燃焼中期、燃焼末期について算出する。

TC =(k1 − k 0 ) (k 0 × k1 )∆T

TC：反応度温度係数
k 0 ：温度を変化させる前の実効増倍率
k 1 ：温度を∆T 変化させた後の実効増倍率
燃料温度は、炉心燃焼計算で算出される炉心の出力分布の結果を用い、高温ガス炉用燃料温度
計算コード FTCC(6)により各燃焼ステップについて算出する。
③

計算結果

1)

炉停止余裕
90 カラム炉心の炉停止余裕の計算結果は 9.95%∆k/k、132 カラム炉心は 13.0%∆k/k であり、設計要求 1%∆k/k 以上を満たす。
2)

反応度温度係数90 カラム炉心及び 132 カラム炉心の反応度温度係数の計算結果を表 3.2.2-4 及び表 3.2.2-5 に

3.2.2-3

それぞれ示す。90 カラム炉心及び 132 カラム炉心ともに、反応度温度係数は燃焼期間を通して負であり、設計要求を満たす。
3)

燃料温度
90 カラム炉心の炉内軸方向燃料温度分布の計算結果を、径方向の燃料領域別に図 3.2.2-8 に示す。90 カラム炉心の径方向燃料領域は、炉心中央からの距離の違いにより 9 領域に分けることができる。燃焼期間中の燃料最高温度は 1356ºC で 1400ºC 以下であり、設計要求を満たす。132 カ
ラム炉心の炉内軸方向燃料温度分布の計算結果を、径方向の燃料領域別に図 3.2.2-9 に示す。132
カラム炉心の径方向燃料領域は、炉心中央からの距離の違いにより 14 領域に分けることができる。
燃焼期間中の燃料最高温度は燃焼期間中の燃料最高温度は 1367ºC で 1400ºC 以下であり、設計要求を満たす。
以上より、炉停止余裕、反応度温度係数及び燃料最高温度は設計要求を満たすことから、90 カ
ラム炉心及び 132 カラム炉心の核熱成立性を確認した。
4)

Pu-239 の残存率
90 カラム炉心の取出し時（480 GWd/t）の Pu-239 残存率（＝取出し時 Pu-239 重量／装荷時 Pu-239

重量）は 14.4%となった。132 カラム炉心の取出し時（625 GWd/t）の Pu-239 残存率は 3.1%であり、目標とした 5%よりも残存率を低くすることができた。132 カラム炉心の取出し時の燃焼度が90 カラム炉心に比べて高い理由は、132 カラム炉心の燃料領域が 90 カラム炉心に比べて広いため、炉心からの中性子の漏れが相対的に少なく、臨界性が高いためである。
(5) 導入シナリオ策定及びシステム成立性評価（H29）①

はじめに
最終年度の平成 29 年度には、本研究を通して検討したプルトニウム燃焼高温ガス炉の成立性を確認するため、平成 27 年「長期エネルギー需要見通し」の需要予測に基づき、国内への導入基数の評価を行うとともに、プルトニウムの消費量及びサイクル内の蓄積量、さらに、水素製造量とそれを利用した際の CO 2 削減効果について評価した。
②

導入シナリオ策定「長期エネルギー需要見通し」では、2030 年の発電容量を 30 GWe と予測し、それ以降もその値を維持するとされている。そのためには、2025 年から軽水炉新設により発電容量を維持しなけ
ればならない。高温ガス炉の導入は 2030 年から始まるものと想定する。
導入する高温ガス炉の炉型は、発電用途を目的とした GTHTR300 と発電及び水素製造（コジェネ）を目的とした GTHTR300C の 2 つがある。炉心の温度条件が若干異なるが、核特性の観点から大きな影響を与える要因は無く、プルトニウム燃焼高温ガス炉はこれらのどちらの用途に対しても用いられるものとする。なお、ウラン燃料炉心、プルトニウム燃焼高温ガス炉は燃料交換のみで炉型の変更を可能とする。ウラン燃料炉心の主な諸元は、熱出力 600 MWth、バッチ数 2、サイクル
長 730 日、HM インベントリ 7.09 t、濃縮度 14wt%、取り出し燃焼度 120 GWd/t、稼働率 90%であり、プルトニウム燃焼高温ガス炉の諸元は熱出力 600 MWth、バッチ数 2、サイクル長 300 日、HM

3.2.2-4

インベントリ 0.75 t、取り出し燃焼度 480 GWd/t、稼働率 79%とした。プルトニウム燃焼高温ガ
ス炉の稼働率は、ウラン燃料炉心の停止期間と運転予備日と同じと仮定して算出した。GTHTR300の諸元は、発電容量 274 MWe、GTHTR300C の諸元は、発電容量 174 MWe、水素製造容量 0.65 Mm3/dとした。新設される軽水炉は発電容量 1,206 MWe、稼働率 80%の ABWR で代表させるものとした。
なお、原子炉の耐用年数は 40 年とした。

③

システム成立性評価
初めに、高温ガス炉を発電用途のみとした GTHTR300 ベースの評価結果を示す。図 2.3.2-9 に発電容量の推移を示す。2025 年から導入された新設軽水炉は 2068 年にはすべて廃炉となる。2075
年にはウラン燃料炉心、プルトニウム燃焼高温ガス炉が、ほぼ平衡状態となる。図 2.3.2-10 に
Pu 消費用の推移を示す。2030 年から稼働する再処理施設(処理容量 800 tU/y)は、2074 年から処
理容量 250 tU/y の施設に置き換わると想定している。現在の余剰 Pu に相当する 46 t をプルトニ
ウム燃焼高温ガス炉が導入されてから 6 年で消費できる。
2040 年で余剰 Pu を完全に消費できる。
評価上では、余剰分は 1 t 未満であるが、その余剰分も転用不可能な PuO 2 -YSZ 燃料の状態で保管されるため、完全に余剰 Pu が消費されたといえる。図 2.3.2-11 に高温ガス炉導入基数を示す。
プルトニウム燃焼高温ガス炉はウラン燃料高温ガス炉に優先して導入され、最大で 56 基導入される。最終的には、ウラン燃料炉心 101 基、プルトニウム燃焼高温ガス炉 8 基、計 109 基が導入される。
次に、コジェネ時を対象に、同様の評価及び水素製造量を評価し、結果を図 2.3.2-12 から図
2.3.2-15 に示す。GTHTR300C(8) は水素製造に熱出力を消費するため、発電容量が下がり、目標とする発電容量を満たすためには、より多くの原子炉を導入する必要がある。現在の余剰 Pu に相当する 46 t をプルトニウム燃焼高温ガス炉が導入されてから 5 年で消費できる。プルトニウム燃焼
高温ガス炉は最大で 72 基導入される。最終的には、ウラン燃料炉心 161 基、プルトニウム燃焼高温ガス炉 12 基、計 173 基が導入される。最終的な水素製造量は 3.7×1010 Nm3/y となる。これを、運輸、工業・住宅に用いる場合 (7)、それぞれ、8.1x107tco 2 ,3.1 x107 tco 2 の CO 2 削減効果が期待
でき、日本の削減目標(80%)の 9.13x108 tco 2 に対し、それぞれ、8.9%,3.4%にあたる。
このように、効果的な Pu 燃焼によるシステムの成立性及び、水素製造時の CO 2 削減効果について確認できた。
(5) まとめ
Pu 燃焼高温ガス炉の核熱成立性を 90 カラム炉心（出力：600 MWth）及び 132 カラム炉心（出力：400 MWth）について検討した。90 カラム炉心にはサンドウィッチシャッフリング（300 日×2バッチ）、132 カラム炉心には軸方向 4 バッチシャッフリング（430 日×2 バッチ）を導入し、それぞれ炉心燃焼計算及び燃料温度計算を行って、核熱成立性を評価した。その結果、90 カラム炉
心については、炉停止余裕、反応度温度係数、及び燃料温度は設計要求を満たし、炉心の核熱成
立性を確認した。また、取出し時の Pu-239 残存率は炉心装荷時の 14.4%となった。132 カラム炉
心についても、炉停止余裕、反応度温度係数、及び燃料温度は設計要求を満たし、炉心の核熱成
立性を確認した。取出し時の Pu-239 残存率は装荷時の 3.1%であり、当初目標としていた 5%より

3.2.2-5

も残存率を低くすることができた。
平成 27 年「長期エネルギー需要見通し」と整合するように、2025 年から軽水炉新設により発電容量を維持し、高温ガス炉の導入は 2030 年から始まる導入シナリオを策定した。高温ガス炉の炉型は、GTHR300 または GTHR300C とし、燃料交換によりそれぞれウラン燃料炉心及びプルトニウ
ム燃料炉心（Pu 燃焼高温ガス炉）を構成することができる。導入する高温ガス炉の炉型が GTHTR300の場合、最大で 56 基の Pu 燃焼高温ガス炉が導入され、最終的には、ウラン燃料炉心 101 基、Pu
燃焼高温ガス炉 8 基が導入される。
導入する高温ガス炉の炉型がコジェネを目的とした GTHTR300Cの場合、Pu 燃焼高温ガス炉は最大で 72 基導入され、最終的には、ウラン燃料炉心 161 基、Pu 燃
焼高温ガス炉 12 基が導入される。また、製造する水素を運輸に用いることで日本の CO 2 削減目標
値の 8.9%、工業・住宅に用いることで 3.4%に相当する量の削減が期待できる。
参考文献(1) K. Okumura, T. Kugo, K. Kaneko, K. Tsuchihashi, SRAC2006 : A comprehensive Neutronics
Calculation Code System, JAEA-Data/Code2007-004 (2007).
(2) 後藤実、武田哲明、“高温ガス炉の炉特性・安全性解析手法の開発検証（3）－核特性－”、日本原子力学会 2006 年春の年会予稿集 N52．
(3) T. Kim, T. Taiwo, R. Hill, and W. Yang, "A Feasibility Study of Reactor-Based Deep-BurnConcepts", ANL-AFCI-155 (2005).
(4) 中田哲夫、片西昌司、高田昌二、Xing YAN、國富一彦、“高温ガス炉タービン発電システム（GTHTR300）の核熱流動設計”、日本原子力学会和文論文誌、Vol.2、No.4 (2003）．
(5) S. Saito, T. Tanaka, Y. Sudo, et al. Design of High Temperature Engineering Test Reactor(HTTR), JAERI 1332 (1994).
(6) 稲葉良知、井坂和義、柴田大受、“高温ガス炉用燃料温度計算コード FTCC の開発”、JAEA-Data/Code 2017-002 (2017)．
(7) Y. Kamiji, et al.,“Study of HTGR Contribution to Japan's CO 2 Emission Reduction Goal
in 2050,”JAEA-Technology 2016-010 (2016).
(8) K. Kunitomi, X. Yan, S. Shiozawa, et al., "GTHTR300C for hydrogen cogeneration,"
Proceedings of 2nd International Topical Meeting on High Temperature Reactor Technology,
Beiging, China (2004).

3.2.2-6

表 3.2.2-1 核熱成立性の条件
項目値

炉停止余裕（ワンロッドスタック）> 1.0%∆k/k

反応度温度係数< 0.0%∆k/k/ºC

燃料最高温度（通常運転時）< 1400ºC

表 3.2.2-2 炉心の主な仕様
項目

単位

90 カラム炉心

132 カラム炉心

熱出力

MWth

600

400

冷却材入口温度

ºC

587

587

冷却材出口温度

ºC

850

850

燃焼日数

day

300×2

430×4

取出し燃焼度

GWd/t

480

625

燃料カラム数

カラム

90

132

燃料領域段数段

88

燃料領域高さ

cm

840

840

ブロック高さ

cm

105

105

ブロック平径

cm

40.5

40.5

重金属装荷量

ton

0.75

1.1

3.2.2-7

表 3.2.2-3 燃料の主な仕様
項目

単位

値

燃料核直径

µm

300

バッファ層厚さµm

150

内側高密度熱分解炭素層厚さµm

35

SiC 層厚さµm

35

外側高密度熱分解炭素層厚さµm

40

燃料コンパクト内径（無燃料部含む）

mm

26

燃料コンパクト外径（無燃料部含む）

mm

7

燃料コンパクト高さ（無燃料部含む）

mm

84

本／ブロック57

Pu-238

1E+24/cm2

1.4199E-04

Pu-239

1E+24/cm2

7.1432E-03

Pu-2402

1E+24/cm

3.1297E-03

Pu-241

1E+24/cm2

2.9184E-04

Pu-2422

1E+24/cm

7.3338E-04

Am-241

1E+24/cm2

2.9640E-05

Y-89

1E+24/cm2

3.1291E-03

Zr-90

2

1E+24/cm

5.9046E-03

Zr-91

1E+24/cm2

1.2877E-03

Zr-92

1E+24/cm2

1.9682E-03

Zr-94

2

1E+24/cm

1.9946E-03

Zr-96

1E+24/cm2

3.2134E-04

2

5.0599E-03

燃料ピン数
燃料核原子個数密度

O-16

1E+24/cm

3.2.2-8

表 3.2.2-4 90 カラム炉心の反応度温度係数の計算結果 (%∆k/k/ºC)
項目

燃焼初期

燃焼中期

燃焼末期

（14 日）（180 日）（300 日）全温度係数-7.7E-03-4.7E-03-3.2E-03

燃料温度係数-1.9E-03-6.9E-04-2.1E-04

減速材温度係数-5.8E-03-4.0E-03-3.0E-03

表 3.2.2-5 132 カラム炉心の反応度温度係数の計算結果 (%∆k/k/ºC)
項目

燃焼初期

燃焼中期

燃焼末期

（10 日）（250 日）（430 日）全温度係数-1.1E-02-1.3E-02-1.2E-02

燃料温度係数-2.6E-03-3.3E-03-3.0E-03

減速材温度係数-8.5E-03-1.0E-02-9.4E-03

3.2.2-9図 3.2.2-1 Pu 燃焼高温ガス炉（144 カラム炉心）

3.2.2-10

CR
9

CR

CR

6
CR

8
5

CR

7

4
3

1
CR

8
4

CR

CR

CR

CR

7

2

CR

9
CR

5
1

CR

CR

CR

CR
CR

CR

CR

CR

CR

CR
CR

CR
CR

CR

CR
CR

CR

CR

CR

CR

CR
CR

CR
CR

N

燃料ブロック
N：燃料領域番号

反射体ブロック

制御棒案内ブロック

CR

図 3.2.2-2 Pu 燃焼高温ガス炉（90 カラム炉心、水平断面）

CR
CR

CR

CR

CR
CR

CR

CR

CR
CR

CR

11
14

7
5
CR

CR

2

CR

CR

10

4
1
CR

1
CR
CR

12
8
12

6
4

CR

CR

CR

9
6

3

CR

13

CR

CR

9
CR

13
10
14

CR

CR

CR

CR
CR

CR

CR

CR
CR

CR
CR

N

燃料ブロック
N：燃料領域番号

CR

制御棒案内ブロック

反射体ブロック

図 3.2.2-3 Pu 燃焼高温ガス炉（132 カラム炉心、水平断面）

3.2.2-11

＜形状＞
中空形状
燃料部の内外・上下面を無燃料部で被覆
無燃料部
＜寸法＞
材質：コンパクト 外径（無燃料部込 ：26 mm
マトリックス
内径（無燃料部込） ：7 mm
高さ（無燃料部込） ：84 mm
無燃料部厚さ：2 mm
燃料部
図 3.2.2-4 燃料コンパクト（軸方向断面図）

支持構造物材質：黒鉛
緩衝板材質：黒鉛フェルト
コンパクト：12個
上部端栓
厚さ：9 mm

リブ付スペーサ（5個）
厚さ：3 mm

支持棒
太さ：7 mm

下部端栓
厚さ：12 mm

・・・・
・・
・・・

緩衝板部断面図
中央にφ7の穴

26

緩衝板
厚さ：3 mm
上下部端栓・
リブ付スペーサ部断面図
7

図 3.2.2-5 一体型燃料棒

3.2.2-12

26

39

レイヤ1
レイヤ2
レイヤ3
レイヤ4
レイヤ5
レイヤ6
レイヤ7
レイヤ8

照射燃料①
照射燃料②
照射燃料①
照射燃料②
照射燃料①
照射燃料②
照射燃料①
照射燃料②

新燃料
照射燃料①
新燃料
照射燃料①
新燃料
照射燃料①
新燃料
照射燃料①

サイクルN 末期

サイクルN+1 初期

図 3.2.2-6 軸方向サンドウィッチシャッフリング

レイヤ1
レイヤ2
レイヤ3
レイヤ4
レイヤ5
レイヤ6
レイヤ7
レイヤ8

照射燃料①
照射燃料①
照射燃料②
照射燃料②
照射燃料③
照射燃料③
照射燃料④
照射燃料④

新燃料
新燃料
照射燃料①
照射燃料①
照射燃料②
照射燃料②
照射燃料③
照射燃料③

サイクルN 末期

サイクルN+1 初期

図 3.2.2-7 軸方向 4 バッチシャッフリング

3.2.2-13

840

840
1400 ºC

630

630

525

525

燃料領域 1
燃料領域 2
燃料領域 3
燃料領域 4
燃料領域 5
燃料領域 6
燃料領域 7
燃料領域 8燃料領域 9

420
315
210
105
0

0

1400 ºC735

炉心高さ (cm)

炉心高さ (cm)735

燃料領域 1
燃料領域 2
燃料領域 3
燃料領域 4
燃料領域 5
燃料領域 6
燃料領域 7
燃料領域 8燃料領域 9

420
315
210
105
0

500 1000 1500
燃焼温度 (℃)
燃焼初期（14 日）

0

500 1000 1500
燃焼温度 (℃)
燃焼中期（180 日）

840
1400 ºC735

炉心高さ (cm)630525
燃料領域 1
燃料領域 2
燃料領域 3
燃料領域 4
燃料領域 5
燃料領域 6
燃料領域 7
燃料領域 8燃料領域 9

420
315
210
105
0

0

500 1000 1500
燃焼温度 (℃)
燃焼末期（300 日）
図 3.2.2-8 90 カラム炉心の燃料温度計算結果

3.2.2-14

840

840
1400 ºC

630

630

525

525

420

燃料領域 1315

燃料領域 2210

燃料領域 4105

燃料領域 60

燃料領域 3
燃料領域 5
燃料領域 70500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃料領域 8315

燃料領域 9210

燃料領域 11105

燃料領域 13

燃料領域 10
燃料領域 12
燃料領域 140500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃焼初期（10 日、燃料領域 8～14）

840

840
1400 ºC

735
630

630

525

525

420

燃料領域 1315

燃料領域 2210

燃料領域 4105

燃料領域 6

燃料領域 3
燃料領域 5
燃料領域 701400 ºC735

炉心高さ (cm)

炉心高さ (cm)4200

燃焼初期（10 日、燃料領域 1～7）01400 ºC735

炉心高さ (cm)

炉心高さ (cm)

735

420
315

燃料領域 9210

燃料領域 11105

燃料領域 130500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃焼中期（250 日、燃料領域 1～7）

燃料領域 8燃料領域 10
燃料領域 12
燃料領域 140500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃焼中期（250 日、燃料領域 8～14）

図 3.2.2-9 132 カラム炉心の燃料温度計算結果（1/2）

3.2.2-15

840

840
1400 ºC

525

525

燃料領域 1315

燃料領域 2210

燃料領域 4105

燃料領域 60

炉心高さ (cm)

630

420

燃料領域 3
燃料領域 5
燃料領域 701400 ºC

735

630

420

500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃料領域 8315

燃料領域 9210

燃料領域 11105

燃料領域 130

燃焼末期（430 日、燃料領域 1～7）

燃料領域 10
燃料領域 12
燃料領域 140500 1000 1500
燃料温度 (℃)

燃焼末期（430 日、燃料領域 8～14）

図 3.2.2-9 132 カラム炉心の燃料温度計算結果（2/2）

60
U燃料高温ガス炉
Pu燃焼高温ガス炉
新設軽水炉
現行軽水炉

50
40
30
20
10
0

1970
1975
1980
1985
1990
1995
2000
2005
2010
2015
2020
2025
2030
2035
2040
2045
2050
2055
2060
2065
2070
2075
2080
2085
2090
2095
2100

発電容量(GWe)

炉心高さ (cm)735年

図 3.2.2-10 発電用途時の発電容量の推移

3.2.2-16

600
500

30000
分離Pu

25000

消費Pu(積算)

Pu量（ｔ）

20000

使用済燃料

300

15000
再処理稼働
Pu燃焼高温ガス炉
導入開始

200

10000
現在の余剰Puに相当する46tの消費

100
0
1960

1980

2000

2020

2040

2060

使用済燃料(tU)

400

5000
0
2100

2080

年

図 3.2.2-11 発電用途時の Pu 消費量の推移

160

高温ガス炉基数（基）

140
120
100
80

新設基数
廃炉基数

60

稼働基数

40

Pu炉心稼働基数20

U炉心稼働基数

0
2030

2040

2050

2060

2070

2080

年

図 3.2.2-12 発電用途時の高温ガス炉導入基数

3.2.2-17

2090

2100

60
U燃料高温ガス炉
Pu燃焼高温ガス炉
新設軽水炉
現行軽水炉

40
30
20
10
0

1970
1975
1980
1985
1990
1995
2000
2005
2010
2015
2020
2025
2030
2035
2040
2045
2050
2055
2060
2065
2070
2075
2080
2085
2090
2095
2100

発電容量(GWe)

50

年

図 3.2.2-13 コジェネ時の発電容量の推移

600
500

30000
分離Pu

25000

消費Pu(積算)

Pu量（ｔ）

20000

使用済燃料

300

15000
再処理稼働
Pu燃焼高温ガス炉
導入開始

200
100
0
1960

1980

2000

2020

2040

10000
現在の余剰Puに相当する46tの消費

2060

2080

年

図 3.2.2-14 コジェネ時の Pu 消費量の推移

3.2.2-18

5000
0
2100

使用済燃料(tU)

400

180

高温ガス炉基数（基）

160
140
新設基数

120

廃炉基数

100

稼働基数

80

Pu炉心導入基数60

U炉心導入基数

40
20
0
2030

2040

2050

2060

年

2070

2080

2090

2100

図 3.2.2-15 コジェネ時の高温ガス炉導入基数

水素製造量(109Nm3/y)

40.0
35.0
30.0
25.0
20.0
15.0
10.0
5.0
0.0

1960

1980

2000

2020

2040

2060

年
図 2.3.2-16 コジェネ時の水素製造量

3.2.2-19

2080

2100

3.3 プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価（H26～H29）（再委託先：富士電機）
3.3.1 目的
プルトニウム燃焼高温ガス炉のプルトニウム燃料を対象に、崩壊熱の予備評価を実施し、安全解析の条件となる崩壊熱の評価手法の整備を行った。次に、プルトニウム燃焼高温ガス炉における代表的な事故事象として、減圧事故やスクラム失敗事象等を対象にした原子炉温度挙動や再臨界挙動を解析する手法の整備を図り、予備解析を実施した。また、反応度投入事象を対象に、ドップラー反応度効果や減速材温度効果をより正確に扱えるような炉心動特性解析手法の整備を図り、予備解析を実施した。最後に、炉心核熱設計により定められた原子炉/炉心諸元に対し、これまで検討してきた崩壊熱評価手法や安全解析手法を用いて安全解析を実施し、燃料温度と原子
炉圧力容器温度がいずれも安全上の判断基準を超えず、原子炉設計が成立していることを確認した。
3.3.2 崩壊熱の検討（H26）(1) 崩壊熱の評価手法
崩壊熱の計算では、燃料である重金属核種の核分裂による核分裂生成物（Fission Product: FP）の生成や中性子捕獲によるアクチニドの生成を適切に計算する必要があり、多数の核種を扱う必要があるため、ORIGEN(1)が用いられることが多い。しかし、ORIGENに付属している核データ
ライブラリには、高温ガス炉の核種変換計算に使用できるものは含まれていない。したがって、新たに高温ガス炉用、特に、プルトニウム炉心を用いた高温ガス炉用の断面積を作成する必要がある。
SWATコード（SWAT3.1）は、中性子スペクトルの計算に連続エネルギーモンテカルロ法であるM
VP(2,3)またはMCNP(4)を用いている。SWATコードの構成を図3.3-1に示す。SWATコードは、MVPやMCN
Pにより中性子スペクトルを考慮して作成した実効断面積を、燃焼・核種変換や崩壊熱を計算す
るORIGENに受け渡す。MVPまたはMCNPとORIGENを繰り返して計算し、核種組成や崩壊熱を計算する。ここでの崩壊熱の評価には、このSWATコードを用いることとした。中性子束計算コードとしては、MVPとMCNPのどちらか選択する必要があるが、多数の被覆燃料粒子を適切に取り扱うことができる確率論的幾何形状モデルの機能があるMVPを採用した。MVPの解析モデルを図3.3-2に示す。
(2) 評価結果
表3.3-1に、初期定常時の出力に対する崩壊熱の割合（単位：%）の時間変化を示す。検討対象のプルトニウム燃焼高温ガス炉の崩壊熱は、原子炉停止後100時間程度まではウラン燃料炉心と比べて小さい結果となっている。
3.3.3 温度挙動解析手法整備と予備解析（H27）(1) 検討対象事象の摘出
プルトニウム燃焼高温ガス炉における代表的な事故事象として、①設計基準事象②設計基準外事象

減圧事故
減圧事故+スクラム失敗
3.3-1

を検討対象とした。減圧事故は、軽水炉での冷却材喪失事故に相当する事象であり、事故時の冷却を原子炉の外側からの冷却に頼る高温ガス炉では、炉心の寸法や出力を決める原子炉設計上重要な事象である。これらの事象を対象に、原子炉温度挙動や再臨界挙動を解析する手法の整備を行い、予備解析を実施した。
(2) 減圧事故時の原子炉温度挙動解析手法の整備と予備解析①

解析手法の整備1)

解析コード
解析コードは高温工学試験研究炉（High Temperature engineering Test Reactor: HTTR(5) ）の安全審査で用いられた TAC-NC(6)を使用することとした。
2)崩壊熱
プルトニウム燃焼高温ガス炉の崩壊熱として、3.3.2 節に示す値を用いた。

3)

解析モデルの整備
予備解析に用いた燃料カラム数 144 カラムの炉心の水平断面のカラム配置を図 3.3-3 に示す。

TAC-NC では 2 次元円筒体系にモデル化する。TAC-NC の解析モデルを図 3.3-4 に示す。
4)

出力分布
ウラン炉心（GTHTR300(7)）及びプルトニウム炉心の出力分布については、核計算結果で得られた出力密度をブロック単位で入力した。軸方向出力分布を図 3.3-5 に示す。
②

解析結果
燃料最高温度の時間変化を図 3.3-6、図 3.3-7 に示す。事故時の燃料温度制限は 1600℃である

が、約 70℃の評価誤差を想定してノミナル計算結果の制限を 1530℃であるとした。
原子炉の定格出力と燃料最高温度の関係を図 3.3-8 に示す。この図から、出力分布の相違によって結果は異なるが、燃料最高温度制限（ノミナルで 1530℃）を満足するためには、定格出力は 350 MWth～420 MWth 以下に制限する必要があることがわかった。
(3)

スクラム失敗事象時の再臨界挙動解析手法の整備と予備解析①

解析手法の検討
設計基準外事象である減圧事故+スクラム失敗時に、再臨界挙動への炉心の動特性パラメータ（即発中性子寿命 l、遅発中性子割合β）、温度係数の影響を検討するため、解析手法の整備を行い、予備解析を実施した。
②

解析コード
前節(2)で用いた減圧事故時の原子炉の温度挙動を解析する TAC-NC コードに、一点炉近似動特性解析コード BLOOST-J2(8)を結合したコード TAC-BLOOST(9)を用いた。TAC-NC 部で温度分布を計算
し、炉心領域の温度（平均温度）を BLOOST 部に与え、BLOOST 部で反応度を計算して動特性方程3.3-2

式により原子炉出力を計算する。BLOOST 部により求められた出力は TAC-NC 部に与えられて、炉心の温度分布計算を行う。これらを繰り返すことで、炉心の動特性を計算する。
③

予備解析の実施

1)

解析条件

動特性パラメータ
表 3.3-2 に示す。燃焼初期（Beginning Of Cycle: BOC）、燃焼中期（Middle Of Cycle:MOC）、燃焼末期（End Of Cycle: EOC）の計算結果の内、遅発中性子割合βが最も小さい BOC の値を用いた。
温度係数
表 3.3-2 に示す。BOC、MOC、EOC の計算結果の内、反応度フィードバックが効きにくい（ゼロに近い）EOC の値を用いた。
2)

解析結果
図 3.3-9 に、プルトニウム燃焼高温ガス炉の減圧事故+スクラム失敗時の再臨界挙動を示す。

参考にウラン炉心の例（GTHTR300）についても示す。ウラン炉心に比べて、再臨界時刻は遅くなり、また、再臨界時の出力ピークはウラン炉心に比べて小さい結果となった。
3.3.4 出力増大の検討（H28）(1) 検討条件
プルトニウム燃焼高温ガス炉の固有安全特性を確保しつつ、炉出力増加の可能性があるかを調査するために、原子炉温度挙動解析により炉心の寸法形状等が設計基準事象である減圧事故時の燃料温度に与える影響を求め、燃料温度制限を満たす寸法形状等を検討した。
以下のケースについて定格時の原子炉出力及び炉心幅を変化させて、減圧事故時の燃料温度解析を行った。
定格時の原子炉出力：・300 MWth・400 MWth・600 MWth（GTHTR300と同じ）
炉心幅（図3.3-10参照）：
・これまでのプルトニウム燃焼高温ガス炉の炉心（燃料144カラム）
・1列細くした炉心（燃料126カラム炉心）
・2列細くした炉心（燃料90カラム炉心、GTHTR300と同じ）(2) 検討結果
炉心出力、炉心幅を変化させた場合の、減圧事故時の燃料最高温度の時間変化を図3.3-11に示す。この結果から、炉心出力と 減 圧 事 故 時 の 燃料最高温度の 関 係 を 求 め た も の を 図 3.3-12に示す。この図中には、事故時燃料温度制限を破線で示している。それぞれの燃料カ
3.3-3ラム数の炉心に対して事故時燃料温度制限を満足する定格原子炉出力を求めたものを
図 3.3-13に 示 す 。 燃 料 カ ラ ム 数 を 減 ら し て 炉 心 幅 を 小 さ く す る こ と に よ り 、 事 故 時 燃
料温度制限を満足した条件で、定格時の原子炉出力を大きくすることができることがわかった。
3.3.5 炉心動特性解析手法整備予備解析（H28）(1) 検討条件①

検討対象事象
スタンドパイプ破断による制御棒飛び出し事象の予備解析を行い、プルトニウム燃料を用いた

場合の、動特性パラメータ・温度係数が炉心の動特性への影響を検討することとした。
②

事象推移
単一のスタンドパイプ破断を想定し、スタンドパイプの破断とともに、当該スタンドパイプにある制御棒が飛び出し、炉心に正の反応度が添加されることを想定した。また、同時に瞬時に減圧し冷却機能が喪失するとした。
③

解析コード
本事象の解析には、GTHTR300の設計検討で用いたBLOOST-J2コード(9)を使用した。本コードは、

単チャンネルの伝熱計算を行うとともに、1点炉動特性方程式を解く計算コードである。
④

解析モデル
BLOOST-J2で扱うモデルは単チャンネルモデルであり、外側境界は断熱とした。従って、事故が発生し冷却機能が喪失すると温度は上がり続けるため、長時間の解析には適しておらず、短時間の出力上昇過程を計算するものである。
⑤

動特性パラメータ・温度係数
動特性パラメータ及び温度係数を表3.3-2に示す。動特性パラメータについては実効遅発中性

子割合が小さいBOCの値、温度係数については温度フィードバックが効きにくい正に近いEOCの値を用いた。
⑥

原子炉スクラム特性
HTTRの安全解析で設定されている以下の条件も用いた(10)。
出力高スクラムレベル：114%
スクラム遅れ：0.6秒
スクラム反応度曲線：図3.3-14(2) 解析結果
原子炉がスクラムする場合について、制御棒飛び出しによる反応度添加量が0.15%Δk/k、0.2
8%Δk/kのときの、出力、燃料最高温度及び反応度変化を図3.3-15及び図3.3-16に示す。同図に
3.3-4

は、ウラン炉心の場合の結果も併記した。ここで、反応度添加量0.15%Δk/kは、GTHTR300での制
御棒飛び出し時の反応度添加量である。また、反応度添加量0.28%Δk/kは、プルトニウム炉心について、即発臨界にならない程度の反応度添加量として、暫定的に設定したものである。
反応度添加量が0.15%Δk/kの場合には、プルトニウム炉心の方が、同じ反応度添加に対して事象発生直後（約2秒まで）の出力上昇、温度上昇は大きくなるが、スクラムによる負の反応度添
加と負の温度反応度により、出力上昇、温度上昇ともウラン炉心の場合と大きな相違は無い。反
応度添加量が0.28%Δk/kの場合では、ウラン炉心とプルトニウム炉心の相違が大きくなる。
図3.3-17に反応度添加量と最高出力・燃料最高温度の関係を示す。反応度添加量が大きくなる
ほど、プルトニウム炉心とウラン炉心の挙動の相違が大きくなることが分かる。
3.3.6 安全解析の実施（H29）(1) 減圧事故①

目的
3.3.4節により、事故時の放熱特性の優れた90カラム炉心を対象とすることとした。また、原

子炉出力は600 MWth炉心とした。この炉心を対象として、原子炉の安全設計の基本となる減圧事
故での温度挙動解析を行い、安全上の基準を満足し、原子炉設計が成立していることを確認した。
②

解析条件

1)

解析モデル
炉心の水平断面のカラム配置は図3.3-10(c)のとおりである。TAC-NCの解析モデルを図3.3-18

に示す。
2)

出力分布
ウラン炉心（GTHTR300）及びプルトニウム炉心の出力分布については、核計算結果で得られた

出力密度をブロック単位で入力した。軸方向出力分布を図3.3-19に示す。
③

解析結果
燃焼日数ごとの燃料最高温度を図3.3-20に示す。最大出力密度を小さくできたことから、減圧

事故時の燃料最高温度は、燃焼期間を通して制限値1600℃（誤差を除くと約1530℃）を下回る結果となった。燃料最高温度が発生する燃焼180日時点での事故時の燃料温度変化を図3.3-20に示す。
圧力容器温度は、炉内の熱伝導率が大きい（黒鉛が照射を受けていない）状態が最も高くなる
ので燃焼初期を対象とした。圧力容器温度の時間変化を図3.3-20に示す。圧力容器最高温度は475℃であり、制限値537℃以下を十分満足する結果となった。
燃料温度、圧力容器温度が制限値を満足しており、90カラム、600 MWth炉心は成立することが
わかった。

3.3-5

(2) 減圧事故＋スクラム失敗事象
①

解析条件

1)

検討対象事象(1)の事象に、スクラム失敗を重ねた設計基準外事象の解析を行い、プルトニウム燃料を用いることが原子炉の反応度挙動に与える影響を検討した。
2)

解析コード
TAC-BLOOSTを用いた。

3)

温度係数
表3.3-3に示す温度係数から、温度フィードバックが効きにくいEOCの温度係数を使用した。

4)

動特性パラメータ
表3.3-3に示す動特性パラメータとして、遅発中性子割合が小さく反応度に対する出力変化が大きくなるBOCの遅発中性子割合、即発中性子寿命を使用した。
②

解析結果
図3.3-22に出力及び燃料温度挙動、図3.3-23に反応度変化を示す。温度係数が小さい（ゼロに近い）のでフィードバック効果が小さく、再臨界時の燃料温度がウラン炉心に比べて高くなる傾向である。
(3) スタンドパイプ破断による制御棒飛び出し
①

解析条件

1)

検討対象事象
スタンドパイプ破断により制御棒が飛び出す際の反応度異常事象について、出力挙動及び燃料

温度挙動を解析した。
単一のスタンドパイプ破断を想定し、スタンドパイプの破断とともに、当該スタンドパイプにある制御棒が飛び出し、炉心に正の反応度が添加されることを想定する。また、同時に瞬時に減圧し冷却機能が喪失するとする。
2)

解析コード
BLOOST-J2コードを使用した。

3)

動特性パラメータ・温度係数
動特性パラメータ及び温度係数を表3.3-3に示す。動特性パラメータについては実効遅発中性

子割合が小さいBOCの値、温度係数については温度フィードバックが効きにくい正に近いEOCの値
を用いた。

3.3-6

②

解析結果
図 3.3-24 に反応度添加量、最高出力及び燃料最高温度の関係を示す。反応度添加量が大きくなるほど、プルトニウム炉心とウラン炉心の挙動の相違が大きくなることが分かる。反応度添加
量 0.28%Δk/k 以下であれば、燃料最高温度は制限値 1600℃を下回る結果となっている。ウラン
炉心では、制御棒飛び出しによる反応度添加量は約 0.15%Δk/k であり、プルトニウム燃焼高温
ガス炉でも、同様の制御棒本数・制御棒配置にすることにより、反応度添加量を 0.28%Δk/k 以
下にするは可能であると考えられ、HTTR のように反応度添加量を制限する装置を設けることも可能である。また、予備解析（図 3.3-17）に比べて、ここでは実効値発中性子束が小さく、温度係数がゼロに近い値の解析条件であるため、出力上昇が大きくなり、その結果、温度上昇も大きくなっている。
このように、制御棒飛び出しによる反応度添加量を制限することにより燃料温度制限を満足することができることがわかった。
3.3.7 まとめ90カラム、600 MWth炉心について、安全解析手法の整備を図るとともに、炉心核熱設計により定められた原子炉/炉心諸元に対して減圧事故を対象に安全解析を実施し、燃料温度、圧力容器
温度が制限値を満足していることを示した。90カラム、600 MWthの原子炉設計は安全評価上成立することを確認した。
参考文献
(1)

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Generation and Depletion Code”, ORNL-5621, Oak Ridge National Laboratory (1980).

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コードシステム －SWAT3.1”, JAERI-Data/Code 2009-002, (2009)．

(3)

森, 他, “MVP/GMVP：連続エネルギー法及び多群法に基づく汎用中性子・格子輸送計算モン
テカルロコード”, JAERI-Data/Code 94-007 (1994)．

(4)

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Version 4B”, LA-12625-M, Los Alamos National Laboratory (1997).

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中田, 片西, 高田, Yan, 國富, “高温ガス炉ガスタービン発電システム（GTHTR300）の
核熱流動設計”,日本原子力学会和文論文誌, Vol.2, No.4, p.478-489 (2003)(8)

中川, 三竹, 大橋, 平野, “高温ガス炉の炉心動特性解析コード; BLOOST-J2”, JAERI-M
89-013 (1989)(9)

高 松 , 中 川 , “TAC/BLOOST コ ー ド の 検 証 ( 受 託 研 究 )”, JAERI-Data/Code 2005-003(2005)(10) HTTR 設置許可申請書添付書類十3.3-7

表 3.3-1 崩壊熱
時間 (h)
0.00E+00
2.40E-01
4.80E-01
7.20E-01
9.60E-01
1.20E+00
1.44E+00
1.68E+00
1.92E+00
2.16E+00
2.40E+00
4.56E+00
6.72E+00
8.88E+00
1.10E+01
1.32E+01
1.54E+01
1.75E+01
1.97E+01
2.18E+01
2.40E+01
4.56E+01
6.72E+01
8.88E+01
1.10E+02
1.32E+02
1.54E+02
1.75E+02
1.97E+02
2.18E+02
2.40E+02

定格出力に対する崩壊熱の割合 (%)
プルトニウム炉心
ウラン炉心
5.780
6.077
1.738
2.017
1.441
1.681
1.275
1.488
1.166
1.361
1.089
1.271
1.031
1.203
0.985
1.150
0.948
1.107
0.917
1.071
0.891
1.040
0.755
0.882
0.689
0.803
0.647
0.750
0.615
0.711
0.590
0.680
0.569
0.654
0.552
0.631
0.537
0.612
0.524
0.595
0.512
0.580
0.441
0.480
0.404
0.423
0.380
0.383
0.361
0.352
0.346
0.328
0.333
0.308
0.322
0.292
0.312
0.278
0.304
0.266
0.296
0.256

3.3-8

表 3.3-2 予備解析で用いた動特性パラメータ・温度係数(a) 遅発中性子割合
実効遅発中性子割合
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

2.98E-03

7.76E-03

MOC

3.30E-03

7.11E-03

EOC

3.42E-03

7.11E-03(b) 即発中性子寿命
即発中性子寿命 (s)プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

3.12E-04

6.49E-04

MOC

3.38E-04

6.70E-04

EOC

3.53E-04

7.48E-04(c) 燃料温度係数
燃料温度係数 （Δk/k/℃）
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

-1.08E-05-4.21E-05

MOC-6.61E-06-2.61E-05

EOC-3.81E-06-3.16E-05(d) 減速材温度係数
減速材温度係数 （Δk/k/℃）
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

-7.44E-05-7.60E-05

MOC-7.84E-05-4.91E-05

EOC-8.08E-05-3.18E-05

3.3-9

表 3.3-3 最終計算での動特性パラメータ・温度係数(a) 遅発中性子割合
実効遅発中性子割合
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

2.82E-03

7.76E-03

MOC

3.36E-03

7.11E-03

EOC

3.67E-03

7.11E-03(b) 即発中性子寿命
即発中性子寿命 (s)プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

5.65E-04

6.49E-04

MOC

6.18E-04

6.70E-04

EOC

6.82E-04

7.48E-04(c) 燃料温度係数
燃料温度係数 （Δk/k/℃）
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

-1.94E-05-4.21E-05

MOC-6.92E-06-2.61E-05

EOC-2.03E-06-3.16E-05(d) 減速材温度係数
減速材温度係数 （Δk/k/℃）
プルトニウム炉心

ウラン炉心 (1)BOC

-5.79E-05-7.60E-05

MOC-4.02E-05-4.91E-05

EOC-2.96E-05-3.18E-05

3.3-10

初期組成

幾何形状

燃焼条件

SWAT
(Controlmodule)

組成
実効断面積

入力データ

実効断面積

入力データ

MVP

ORIGEN2

崩壊熱
図 3.3-1 SWAT コードの構成

燃料コンパクト

黒鉛

反射境界

冷却材

図 3.3-2 MVP の解析モデル

3.3-11

GTHTR300（ウラン燃料）での燃料の範囲
Pu 燃焼のために、新たに追加した燃料の範囲

図 3.3-3 予備解析に用いた炉心カラム配置

3.3-12

0.92

1.165 310

0.2

1.365 415

5140.16603.97600.05000.05003.76003.89300.110016 17 18 19 20 21 22 23

3.81000.20003.71000.25780.38043.6000153.40009 10 11 12 13 14

3.27118

3.142273.020762.89410.32402.76175

8

50.37422.437840.245 22.25840.37403

0.245

2.06351.88581.51420.37371.31581.68951.1446

0.37290.94290.37060.77990.35600.572320.4326

0.21630.2163

外半径 領域幅

領域幅 下端位置 1

24 25 26

6.365
0.4
0.7

6.765 64

7.115 77.465 87.815 91.05

8.165 108.515 118.865 121.05

9.215 139.565 149.915 15

1.05

10.265 16
10.615 172

10.965 18
1.05

3

1

5

6

7

11.315 19
11.665 20
12.015 21

1.05

12.365 2212.715 23
13.065 24

1.05

13.415 25
13.765 26
14.115 27

1.05

14.465 28
14.815 29
15.165 30

1.05

15.515 31
15.865 32

0.75

16.240 33
16.615 34

0.4

17.015 35

11

37

12

2.2
19.215

38

13

0.25

20.265 39

6

3.96

40

14

24.391 418

0.8

20.01524.225
0.166

領域番号
1
2
3

4

外側可動反射体
内側可動反射体最外周
内側可動反射体
燃料体
上部可動反射体下段
下部可動反射体上段
上部可動反射体上段
下部可動反射体下段
上部遮へい体

固定反射体
固定反射体
空隙率0.386
固定反射体
コアバレル
側部コアバレルと炉容器の間の空間
圧力容器
上部コアバレルと炉容器の間の空間
高温プレナムブロック
高温プレナム
下部断熱層
下部コアバレルと炉容器の間の空間
シュラウド

図 3.3-4 予備解析に用いた TAC-NC の解析モデル

3.3-13812

軸方向位置 (段数)

3

ウラン炉心

4

プルトニウム炉心567

径方向平均値

8024
出力密度 (MW/m3)6

図 3.3-5 予備解析に用いた定格運転時の軸方向出力分布3.3-148

2200

燃料温度 （℃）

2000
1800

600MWth

1600

500MWth

1400

400MWth

1200
1000
800

0

50

100

150

200

スクラム後の時間 (hr)
図 3.3-6 ウラン炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

2200
600MWth2000

燃料温度 （℃）

1800400MWth
1600

350MWth

1400
300MWth
1200
1000
800

0

50

100

150

200

スクラム後の時間 (hr)
図 3.3-7 プルトニウム炉心の出力分布での減圧事故時の燃料温度変化

3.3-15

2200
2100
2000

燃料最高温度 （℃）

プルトニウム炉心の出力分布
1900
1800
1700
ウラン炉心の出力分布

1600
1500
1400

300

350

400

450

500

550

出力 (MWth)
図 3.3-8 定格出力と事故時燃料最高温度との関係

3.3-16

600

8

1800

7

1600
燃料最高温度→6

1400
青線：プルトニウム炉心 350MWth
赤線：プルトニウム炉心 400MWth
黒線：ウラン炉心 600MWth

4

1200
1000

3

800

2

600
炉容器最高温度→

1

400

←出力

0
0

200
100

200

300

400

時間 ( h )

0.03
Xe反応度
0.02
青線：プルトニウム炉心 350MWth
赤線：プルトニウム炉心 400MWth
黒線：ウラン炉心 600MWth

反応度 Δk/k

0.01

全反応度

0.00

燃料反応度

-0.01

燃料反応度 減速材反応度-0.02
減速材反応度
-0.03
0

100

200

300

時間 (h)
図 3.3-9 「減圧事故+スクラム失敗」の再臨界挙動の解析結果

3.3-17400

温度 (℃)

出力 (%)

5

(a) 燃料 144 カラム炉心(b) 燃料 126 カラム炉心(c) 燃料 90 カラム炉心
注：斜線のカラムが燃料を示す。
図 3.3-10 炉心幅を変更した場合の燃料カラムの配置

3.3-18

2200
144カラム、600MWth

2000

126カラム、600MWth

燃料温度 （℃）

1800

90カラム、600MWth

1600

144カラム、400MWth

144カラム、300MWth

1400

90カラム、400MWth

1200

126カラム、300MWth
90カラム、300MWth

1000
800

126カラム、400MWth

0

50

100

150

200

スクラム後の時間 (hr)
図 3.3-11 炉心出力、炉心幅を変化させた場合の減圧事故時の燃料最高温度時間変化

3.3-19

2200
144カラム炉心
燃料最高温度 （℃）

2000
126カラム炉心

1800
1600

90カラム炉心

1400
1200
1000
300

350

400
450
500
原子炉出力 (MWth)

550

600

図 3.3-12 炉心出力と減圧事故時の燃料最高温度の関係

600

原子炉出力 （MWth）

550
500
450
400
350
300
80

90

100 110 120 130
炉心燃料カラム数140150

図 3.3-13 炉心燃料カラム数と事故時燃料温度条件を満足する原子炉出力の関係

3.3-20図 3.3-14 原子炉スクラム時の制御棒挿入による反応度添加特性

3.3-21400

1600
添加反応度0.15%Δk/k

350

スクラムあり300

1500

燃料最高温度→ プルトニウム炉心

200
150

1400

ウラン炉心

プルトニウム炉心
100

1300
←出力

ウラン炉心

50
↓原子炉スクラム

0
0

2

1200
4

6

8

10

時間 (s)(a) 出力、燃料最高温度の変化

0.002
添加反応度0.15%Δk/k

全反応度

赤：プルトニウム炉心0.001

黒：ウラン炉心
燃料反応度

反応度 (Δk/k)

0.000-0.001-0.002減速材反応度-0.003
0

5

10

15

時間 (s)(b) 反応度変化
図 3.3-15 反応度添加 0.15%Δk/k の場合の解析結果

3.3-2220

温度 (℃)

出力 (%)

250

800

1600
添加反応度0.28%Δk/k

700

スクラムありプルトニウム炉心

600

1500

燃料最高温度→

400

1400
ウラン炉心

300
プルトニウム炉心

←出力

200

1300

ウラン炉心

100

↓原子炉スクラム

0
0

1200

2

4

6

8

10

時間 (s)(a) 出力、燃料最高温度の変化

0.003
添加反応度0.28%Δk/k

添加反応度
0.002

反応度 (Δk/k)

0.001

赤：プルトニウム炉心
黒：ウラン炉心
全反応度
減速材反応度0.000
燃料反応度-0.001-0.002↓原子炉
スクラム-0.003
0

2

4

6

8

時間 (s)(b) 反応度変化
図 3.3-16 反応度添加 0.28%Δk/k の場合の解析結果

3.3-2310

温度 (℃)

出力 (%)

500

800

1800

スクラムあり700

最高出力 (%)

600

1600
プルトニウム炉心

500

1500
燃料最高温度→

400

1400

ウラン炉心

300

1300

200

←出力

100

1200
0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

反応度添加量 （%Δk/k）

図 3.3-17 スクラムする場合の反応度添加量と最高出力、燃料最高温度の関係

3.3-24

燃料最高温度 （℃）

1700

0.92

1.165 310

0.2

1.365 415

5140.16603.97600.05000.05003.76003.89300.110016 17 18 19 20 21 22 23

3.81000.20003.71000.25780.38043.6000153.40009 10 11 12 13 14

3.27118

3.142273.020762.89410.32402.76175

8

50.37422.437840.245 22.25840.37403

0.245

2.06351.88581.51420.37371.31581.68951.1446

0.37290.94290.37060.77990.35600.572320.4326

0.21630.2163

外半径 領域幅

領域幅 下端位置 1

24 25 26

6.365
0.4
0.7

6.765 64

7.115 77.465 87.815 91.05

8.165 108.515 118.865 121.05

9.215 139.565 149.915 15

1.05

10.265 16
10.615 172

10.965 18
1.05

3

1

5

6

7

11.315 19
11.665 20
12.015 21

1.05

12.365 2212.715 23
13.065 24

1.05

13.415 25
13.765 26
14.115 27

1.05

14.465 28
14.815 29
15.165 30

1.05

15.515 31
15.865 32

0.75

16.240 33
16.615 34

0.4

17.015 35

11

37

12

2.2
19.215

38

13

0.25

20.265 39

6

3.96

40

14

24.391 418

0.8

20.01524.225
0.166

領域番号
1
2
3

4

外側可動反射体
内側可動反射体最外周
内側可動反射体
燃料体
上部可動反射体下段
下部可動反射体上段
上部可動反射体上段
下部可動反射体下段
上部遮へい体

固定反射体
固定反射体
空隙率0.386
固定反射体
コアバレル
側部コアバレルと炉容器の間の空間
圧力容器
上部コアバレルと炉容器の間の空間
高温プレナムブロック
高温プレナム
下部断熱層
下部コアバレルと炉容器の間の空間
シュラウド

図 3.3-18 TAC-NC の解析モデル

3.3-258

上からの段数

1
2
3
4
5
6
7
8
0

2

4
6
8
出力密度 (MW/m3)

10

上からの段数(a) BOC（ 燃 焼 1日 ）

1
2
3
4
5
6
7
8
0

2

4
6
8
出力密度 (MW/m3)

10

上からの段数(b) BOC（ 燃 焼 180日 ）

1
2
3
4
5
6
7
8
0

2

4
6
8
出力密度 (MW/m3)(c) EOC（ 燃 焼 300日 ）図 3.3-19

出力分布3.3-2610

1600

燃料最高温度（℃）

600MWth90カラム
1550

燃料最高温度の制限

1500

1450

1400
0

60

図 3.3-20120180
燃焼日数（日）240300

燃焼日数と減圧事故時の燃料最高温度1800
燃料温度制限1600

燃料温度（MOC）

減圧事故時の温度 （℃）

1400
1200
1000
800
600

圧力容器温度制限

400

圧力容器温度（BOC）

200
0

50

100
スクラム後の時間 (hr)150

図3.3-21 燃料温度、圧力容器温度の時間推移

3.3-27

200

2200

18

2000

14

1800

12

1600
黒線：GTHTR300（600MWth)
赤線：Pu炉心（600MWth）

出力 (%)

10

1400

8

1200

6

1000

4

800

2

600

←出力

0

400
0

50

100

150

200

時間 ( h )
図 3.3-22

減 圧 事 故 +ス ク ラ ム 失 敗 時 の 燃 料 温 度 、 出 力 挙 動

0.03
Xe反応度
0.02
黒線：GTHTR300（600MWth)
赤線：Pu炉心（600MWth）

反応度 Δk/k

0.01
全反応度
0.00
燃料反応度

-0.01
燃料反応度 減速材反応度-0.02
減速材反応度
-0.03
0

50

100

150

時間 (h)

図 3.3-23

減 圧 事 故 +ス ク ラ ム 失 敗 時 の 反 応 度 挙 動

3.3-28200

温度 (℃)

燃料最高温度→
16

800

1800

スクラムあり
1700

600

1600

最高出力 (%)

プルトニウム炉心
500

1500
燃料最高温度→

400

1400

300

1300

200

1200

ウラン炉心

←出力

燃料最高温度 （℃）

700

100

1100
0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

反応度添加量 （%Δk/k）
図 3.3-24 スタンドパイプ破断時の反応度添加量と最高出力・燃料最高温度の関係

3.3-29

3.4 セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造検討（H26～H29）（再委託先：原子燃料工業）
3.4.1 CeO2-YSZ 模擬燃料核粒子の製造試験（H26～H29）(1)

目的

プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料では、イットリア安定化
ジルコニア(Yttria Stabilized Zirconia: YSZ)を母材とする二酸化プルトニウム(PuO 2 )の燃料核(PuO 2 -YSZ)を燃料核として採用している。本試験では、Pu の模擬物質として Ce を用いる模擬 3S（Securiy, Safety, Safeguard）-TRISO（Tri-isotropic）燃料の製造試験等に供するため、CeO 2 YSZ 模擬燃料核粒子(以下、「模擬燃料核」と記す。)の製造を行い JAEA（Japan Atomic Energy
Agency）で実施する ZrC 層被覆試験、及び原燃工で実施する Buffer～O-PyC 層被覆試験に供する
必要量の粒子を供した。
(2)

試験の準備（H26）

模擬燃料核の製造試験を実施するための準備として、滴下装置、熟成装置、チューブ炉等の必要な設備の整備を行い、整備した設備の動作試験等を実施した。また、Pu の模擬物質として用いる Ce がゲル化することを確認するために、試験管レベルの小規模先行試作試験を実施、ゲル化することを確認した。図 3.4.1-1 に本研究で整備した主な設備の外観を示す。
(3) 製造パラメータの違いが模擬燃料核の物性に及ぼす影響の調査（H27）
模擬燃料核の製造条件をパラメータとした製造試験を行い、各条件が与える模擬燃料核の物性、
すなわち、寸法・密度、結晶構造等への影響を整理した。これらを整理した結果を反映し、模擬
燃料核の適切な製造条件を設定、割れの無い乾燥ゲル粒子を得ることが出来た。また、大気雰囲
気中における焙焼及び還元雰囲気における還元・焼結工程について試作試験を行い、熱処理条件についても検討を行った。図 3.4.1-2 に滴下試験の状況を、図 3.4.1-3 に平成 27 年度成果の一部を示す。
(4) 製造パラメータの最適化（H28）
平成 27 年度までに得た成果を元に、いくつかの製造パラメータを調整し、表面状態、粒度分布等の観点において、より良好な粒子を得られる条件について検討を行った。CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の作製工程について概略を図 3.4.1-4 に示す。基本的な手順は、外部ゲル化法を採用しており、本年度は、粒子の真球度、及び真球度の調整に対して、影響の大きい滴下、及び洗浄工程について、最適化を検討した。試作した粒子は過去に試作した粒子と比較して、各段階とも、真球度、表面割れの観点から大幅に改善されていることが確認された。また、投影機法による粒度分布を測定した結果、焼結後粒子の平均粒径は 0.427 mm であり、また、真球度のばらつきは非常に小さい傾向であることが分かった。表 3.4.1-1 に投影機法により確認した粒子の粒度分布測定結果を示す。その他の各種特性としては、外表面、内部ともに、有意なクラックはなく、元素の分布状態も均一であることが確認された。改善前後の粒子外観を図 3.4.1-5 に、電子顕微鏡(ScanningElectron Microscope: SEM) に よ る エ ネ ル ギ ー 分 散 型 X 線 分 析 (Energy Dispersive X-ray
Specrtroscopy: EDS)による焼結粒子中の元素の分散状態について、マッピングした結果を図3.4.1-6 に示す。これらの条件を基に酸素ゲッターとなる ZrC 層の被覆試験に供するための模擬

3.4-1

燃料核の製造を開始した。
(5) CeO2-YSZ 模擬燃料核粒子の製造（H28～H29）
CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の製造条件は、平成 28 年度までの成果として得られた条件を用いた。ゲル粒子（乾燥）の製造条件及びその後の熱処理条件をそれぞれ表 3.4.1-2 及び表 3.4.1-3 に示す。
本条件にて、後述の酸素ゲッターである ZrC 層被覆用として必要となる約 1 kg の模擬燃料核を製造した。製造は、滴下原液調整から大気雰囲気中における焙焼工程までを本公募で整備した各種設備で実施した。焼結工程は、一度に多量の粒子を熱処理可能な外注先の還元・焼結炉を使用して実施した。熱処理前後における代表的な外観を図 3.4.1-7 に示す。
(6) まとめ
Pu の模擬物質として Ce を用いた模擬 3S-TRISO 燃料の製造試験等に供するため、平成 28 年度までの成果として得られた製造条件を適用した模擬燃料核の製造を行った。
製造量は、後述の試験において必要となる約 1 kg を製造し、酸素ゲッターである ZrC 層被覆のための試料として供給、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核粒子の製造を完了した。
3.4.2

ZrC 被覆が被覆された CeO2-YSZ 模擬燃料核を用いた TRISO 被覆粒子の製造試験（H26～
H29）

(1)

目的

PuO 2 /CeO 2 -YSZ を燃料核/模擬燃料核とする 3S-TRISO 被覆粒子の概要を図 3.4.2-1 に示す。3STRISO 燃料は、PuO2-YSZ を模擬した CeO2-YSZ 模擬燃料核へ酸素ゲッターである ZrC 被覆層と 4 層の TRISO 被覆を行う必要がある。そこで、前年度までに検討した小粒径少量バッチにおける製造
条件パラメータ等を基に、ZrC 層が被覆された CeO2-YSZ 模擬燃料核を用いて TRISO 被覆を行い 3STRISO 被覆粒子を試作した。
(2)

試験の準備（H26）

CeO 2 -YSZ 模擬燃料核に被覆層を蒸着する流動装置（以下、流動床と言う）の稼働準備として整備及び試運転調整を行った。また、3S-TRISO 被覆粒子製造時に流動床へ投入する、ZrC 層が被覆された CeO2-YSZ 模擬燃料核を製造する ZrC 被覆装置はバッチ量が約 100 g/バッチと小型であることから、高温工学試験研究炉（High Temperature Engineering Test Reactor: HTTR）(1)用被覆
燃料のバッチあたりの投入量（約 3000 g）と比較して極少量（数百 g）となる可能性があった。
被覆対象物を流動させて化学的に蒸着する流動床において、粒子の流動状態は非常に重要なパラメータであり流動状態に直結するバッチ投入量が大きく変わる可能性が高いことから、平均直径0.7 mm の ZrO 2 模擬粒子を使用して粒子投入量をパラメータとした粒子模擬流動試験を行い、粒子投入量が 100 g から 4000 g における被覆可能ガス流量範囲のデータを得た。なお、ZrO 2 模擬粒子
は、正確にはイットリア安定化ジルコニア（YSZ）の粒子であるが、本稿では CeO2-YSZ 模擬燃料核と紛らわしいことから、これ以降、通称として ZrO 2 と表記する。

3.4-2

(3) 粒子流動試験（H27）
平成 27 年度は、直径約 0.7 mm の ZrO 2 模擬粒子約 4000 g 用いて、既知の HTTR 用燃料製造条件を基準として温度、原料ガス濃度・流量、処理時間等の運転条件を変えて、SiC を含む TRISO 被覆試験を行い、最適な運転条件の検討に用いるデータを取得した。また、3S-TRISO 用燃料核の直径
は HTTR 用燃料核に比べて小粒径であること及び前述のとおり、酸素ゲッターとなる ZrC 層を被覆する ZrC 被覆装置は試作試験設備であり、極少量バッチしか被覆出来ないことから、小粒径粒子を少量バッチで TRISO 被覆を行う必要がある。そこで、模擬燃料核として平均直径 0.34 mm の ZrO 2模擬粒子を使用して粒子流動試験を行い、小粒径・少量バッチ装荷状態における粒子流動データを取得、前年度結果も合わせて評価検討した。図 3.4.2-2 に模擬粒子流動試験時の状況として、
平成 26 年度に実施した粒径 0.7 mm、バッチ投入量 2000 g の状況及び粒径 0.34 mm、バッチ投入
量 100 g の状況を示す。
(4) 流動条件の検討（H28）
平成 27 年度までに得られた粒子模擬流動試験結果を整理し適正な流動条件を検討した。この結果を基に 0.34 mm の ZrO 2 模擬粒子 500 g を使用した、Buffer 層及び I-PyC 層のみの被覆試験を行い粒径少量バッチへ対応する被覆ガス流量条件の目安を得ることができた。
CeO2-YSZ 模擬燃料核製造試験の結果、直径が 0.427 mm であることが分かったため、平均粒径
0.43 mm の ZrO 2 模擬粒子 500 g を用いて Buffer 層、I-PyC 層、SiC 層、O-PyC 層の連続被覆試験（以下、TRISO 被覆試験と称する。
）及びあらかじめ ZrC 被覆された模擬粒子を用いた TRISO 被覆試験を行い、ZrC 被覆層の外側に TRISO 被覆しても ZrC 層が消失等することが無いことを確認できたことから、3S-TRISO 用被覆粒子製造条件としてこれまで試験を行ってきた TRISO 被覆条件が適用可能であることを確認した。
平成 27 年度までに得られた被覆条件を基に、Buffer 層、I-PyC 層、SiC 層、O-PyC 層の各被覆
層厚さの微調整を目的として直径 0.43 mm の ZrO 2 模擬粒子 500 g を用いた連続被覆試験を行った。その結果、平成 28 年度試験で若干不安定であった第 4 層である O-PyC 層の厚さを改善することができた。その際の被覆ガス流量条件として 85～105 L/min の条件を得た。00PB17-2003 の実
績をこれまでの成果を整理して得た被覆可能流量範囲図である、図 3.4.2-3 上にプロットすると、
ほぼバッチ投入量 500 g における被覆可能範囲内に分布しており、本図が被覆対象粒子の粒径及びバッチサイズのおける流動条件の目安とできる可能性が示唆された。
表 3.4.2-1 に平成 28 年度成果を含めて本年度の成果である 00PB17-2002 及び 00PB17-2003 の結果を示す。なお、表中の被覆層厚さはいずれも金相法-投影機法により 50 粒子の厚さを測定した平均値である。
(5) TRISO 被覆粒子の製造試験（H28～H29）
得られた被覆条件に基づき、あらかじめ JAEA において ZrC 層が被覆された CeO 2 -YSZ 模擬燃料
核を用いて TRISO 被覆し、3S-TRISO 被覆粒子の試作を行った。その結果、それぞれの被覆層厚さ
は Buffer 層 78 μm、I-PyC 層 30 μm、SiC 層 26 μm、O-PyC 層 51 μm であった。前述の表 3.4.21 に 00PB17-2004 の結果の一覧を示す。
被覆後の 3S-TRISO 粒子の金相試料を作成し観察した。その結果、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核であって3.4-3

も特に変質等は見られず正常に TRISO 被覆されていることが分かった。また、バッファ層である
ZrC 被覆層についてもこれまでの被覆条件試験結果と同様に消失等は見られないことを確認した。
図 3.4.2-4 に被覆試験条件の微調整として実施した 00PB17-2002 と ZrC 層が被覆された CeO 2 -YSZ
模擬燃料核を用いた 3S-TRISO 被覆粒子である 00PB17-2004 の金相写真を示す。
(6)

まとめ

平成 28 年度までの模擬流動試験データ及び本年度実施した被覆層厚さ微調整のための被覆条
件試験の結果を基に ZrC 層が被覆された CeO 2 -YSZ 模擬燃料核を用いて TRISO 被覆し、3S-TRISO 被覆粒子を得ることができた。
これまで実施した模擬流動試験及び各種被覆試験の結果より、粒径及び投入バッチ量の異なる場合における被覆ガス流量条件の目安を得ることができた。
3.4.3

3S-TRISO 被覆粒子を用いた 3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの試作試験（H29）(1) 目的本研究で得られた CeO 2 -YSZ を模擬燃料核とした 3S-TRISO 被覆粒子を用いた模擬高温ガス炉用
燃料コンパクトを試作し、プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料
燃料の成立性を確認するとともに、試作した模擬燃料コンパクトの検査及び物性測定を通して YSZを含む模擬燃料球へおよぼす化学的影響を調べた。
(2)

3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの製造方法

プルトニウム燃焼高温ガス炉は、HTTR と同様のピンインブロック型燃料を念頭としていることから、本試作試験においても HTTR 用燃料に準じた製造方法及び形状とした。燃料コンパクトの製造工程フローと HTTR 用燃料コンパクトの概念を図 3.4.3-1 に示す。HTTR 用燃料コンパクトは、被覆燃料粒子約 13000 個を黒鉛マトリックスをつなぎとして中空円柱形状に成型したものである。
3S-TRISO 被覆粒子は、黒鉛粉末とバインダーを混合し調整した調整黒鉛粉末を用いて図 3.4.32 に概念を示したオーバーコート法によりコーディングされる。
オーバーコート法では、3S-TRISO 被覆粒子は回転容器内でアルコール等により湿らせながら転動する。そこに、前述の調整黒鉛粉末を投入すると、湿り気により 3S-TRISO 被覆粒子表面に調整
黒鉛粉末がオーバーコーティングされてゆく。コーティングされて湿った状態の 3S-TRISO 被覆粒
子は乾燥機内でアルコールを蒸発乾燥しオーバーコート粒子となる。
HTTR 用燃料コンパクトでは、被覆粒子表面にオーバーコートされた調整黒鉛粉末のみで黒鉛マトリックスを形成する。高温ガス炉用の燃料コンパクト性能においてこの黒鉛マトリックスの密度が被覆燃料粒子からの除熱性能に直接影響することから HTTR 用燃料コンパクトにおいて、オーバーコート粒子中に含まれる黒鉛粉末の量は厳密に品質管理される必要がある。
オーバーコート粒子を必要量秤量し、図 3.4.3-3 に概念図を示したような温間成型プレス内に投入、適切に温度管理された条件でゆっくりとプレス成型されグリーンコンパクトとなる。温度管理されることで、調整黒鉛粉末に含まれるバインダーが軟化流動し、加圧成形時に被覆燃料粒
子を隙間なく包みこみコンパクト形状となる。そのため、温度条件が適切でない場合及び成型加工速度が急激であるなどの場合、被覆粒子の被覆層へ機械的な負荷が生じて被覆層破損の原因と

3.4-4

なる。
グリーンコンパクトに含まれるバインダーは予備焼工程において脱ガスする。脱ガスを確実に行うため、予備焼成工程は約 800℃程度の温度ではあるが、きわめてゆっくりと昇温及び降温される。こうして脱ガスされた後のコンパクトは真空中で約 1800℃の高温で熱処理することで完全に脱ガスするとともに、HTTR における事故時の燃料温度上限（1600℃）超える熱履歴を経た上で燃料コンパクトとして完成する。
HTTR 燃料においては、完成後の燃料コンパクトの被覆粒子の破損割合を検査しており、基準を超える被覆層破損を有する燃料コンパクトが検出されれば、その熱処理バッチごと不合格品となる。
本研究において試作した 3S-TRISO 燃料コンパクトは、前述のとおり、HTTR 燃料に準じた製造工程及び製造方法をとった。
(3)

3S-TRISO 模擬燃料コンパクト製造試験

燃料コンパクト製造にあたっては、HTTR 用燃料コンパクトの基準寸法である、外径 26 mm、高さ 39 mm、内径 10 mm を目標とし、その体積中に占める 3S-TRISO 被覆粒子の体積割合である被覆
粒子充填率は 30％、且つ、被覆粒子の隙間を埋める黒鉛マトリックスの密度が 1.7 g/cm3 となるように設計した上で製造を行った。そのうえで、3S-TRISO 被覆粒子をオーバーコートした上で温間プレス成型し、グリーンコンパクトを作成した。その後、予備焼成工程及び焼成工程を経て燃料コンパクトを製造した。その結果、HTTR 燃料製造と比べ 3S-TRISO 被覆粒子であることによる製造工程上の差異は認められなかった。
(4)

3S-TRISO 模擬燃料コンパクトの検査及び物性試験試作した 3S-TRISO 模擬燃料コンパクトについて、検査及び物性試験を行った。検査項目として
は、外観及び寸法検査を実施した。物性試験としては、金相試料を作成し観察及びコンパクト製
造後の被覆粒子を観察及び被覆層厚さを測定した。
図 3.4.3-4 に今回製造したグリーンコンパクトの外観及び焼成後、完成した燃料コンパクトの外観を示す。外観品質上は HTTR 用燃料コンパクトとなんら変わることは無いことが分かった。
焼成後の燃料コンパクトの外形寸法等の測定結果を表 3.4.3-1 に示す。表に参考値として示した HTTR 用燃料規格を満足する結果を得た。
図 3.4.3-5 に焼成後燃料コンパクト金相試料における 3S-TRISO 被覆粒子の金相断面写真を示す。また、同様の金相断面写真より測定した各被覆層の厚さを表 3.4.3-2 に示す。
3S-TRISO 被覆粒子はプレス成型及び予備焼成及び焼成工程後も CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の変質や、バッファ層である ZrC 被覆層の消失等は見られないことを確認した。なお、焼成後の被覆層厚さ
測定結果は他の被覆層厚さ結果とはことなり、ある 1 粒子の測定結果であることから参考値であ
る。
(5)

まとめ

3S-TRISO 被覆粒子を用いて HTTR 用燃料コンパクトに準じた形状の 3S-TRISO 模擬燃料コンパク
トを試作し、検査及び物性試験を行った。

3.4-5

その結果、本研究の結果えられた被覆条件パラメータにより製造した 3S-TRISO 被覆粒子には、HTTR 用燃料コンパクト製造工程の影響は見られず、3S-TRISO 用燃料コンパクトは製造可能であることを確認した。
3.4.4

被覆粒子検査技術の開発（H26～H29）(1) 目的
高温ガス炉用燃料は、燃料の健全性や耐照射性能等を確認するため、燃料の各段階において、
直径，真球度，密度等の検査を実施する必要があり、HTTR においてはウラン燃料に関する燃料検査基準 (2)があるが、プルトニウム燃料に関する燃料検査基準は作成されていない状況にある。そこで、本事業において開発する PuO 2 -YSZ 燃料核に ZrC 被覆及び TRISO 被覆を施した 3STRIS0 被覆粒子の特性を念頭に検査技術も開発検討を行った。
(2) PuO2-YSZ 被覆粒子燃料の検査技術に関する調査検討（H26）
平成 26 年度は、3S-TRISO 被覆粒子の検査項目及び検査手法について、従来の HTTR 燃料検査
手法 (2)や文献 (3)を元に、従来の HTTR 燃料検査手法が流用可能であるか、または新たに検査手法の開発が必要かなどについて調査行った。検討の結果、ZrC 層に関する検査項目である ZrC 層厚さ、ZrC 層密度、ZrC 定比性（C/Zr 比）の検査手法としては、ZrC 層厚さについては金相法が適用できる可能性があり、ZrC 層密度については焙焼－差分法等が適用できる可能性がある。さらに、ZrC 定比性（C/Zr 比）については ICP-AES・赤外吸収法が適用できる可能性がある。なお、
ZrC 層破損率は、酸素ゲッターとしての機能上、検査の要否も含めた検討が必要である。3STRISO 被覆層の SiC 層破損率は PuO 2 -YSZ 燃料核であることから従来とは異なる検査手法を適用しなければならず、焙焼して SiC 層が露出した所へ水銀を含浸させ観察するなど、新たな検査手法を検討する必要がある。なお、破損率以外の 3S-TRISO 検査項目（厚さ及び密度）については基本的に従来法を適用できる可能性が高いことが分かった。
(3) 検査技術試験（H27）
平成 26 年度に実施した PuO2-YSZ 被覆粒子燃料の検査技術に関する調査検討結果を用いて検査技術試験を行い、被覆粒子開発の基礎となる燃料核検査技術開発として水銀密度測定及び圧縮破壊強度測定を実施、適用性を評価した。CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の試作試験の特性試験として寸法検査（直径、真球度）及び SEM/EDS 等による面分析、XRD による結晶構造分析等を行い、それぞれ特性を得ることが出来た。また、模擬 ZrC 粒子を用いた被覆試験においても、追加で TRISO 被覆
した層についての特性試験として寸法検査（直径、真球度）及び SEM/EDS 等による面分析を行い、それぞれ特性を得ることが出来たことから検査技術としての適用性は問題ないことが分かった。また、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核密度及び圧縮破壊強度について試験を実施し適用性を評価し、検査技術試験として、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核密度及び圧縮破壊強度について試験を実施し適用性があることを確認した。
(4) 公定分析法等の調査検討（H28）
平成 28 年度は、PuO 2 -YSZ 燃料核、被覆燃料粒子のそれぞれに対して必要と考えられる検査項

3.4-6

目、検査手法を詳細に検討する目的で上記燃料検査基準だけでなくプルトニウム燃料に関する文
献、公定分析法(ASTM 規格、ISO 規格)等にわたる詳細な調査検討を実施した。次いで、本技術開発で試作した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核に対して、実施可能な検査項目を検討し、具体的な検査技術開発を行った。CeO 2 -YSZ 模擬燃料核に関して、直径，真球度，密度の検査技術開発を行い、従来法だけでなく新規手法として検討した画像解析法、レーザー回折・散乱法、ピクノメータ法も適用可能であることを確認した。また、被覆燃料粒子に関しては、光学的異方性因子 OPTAF の新知見として米国オークリッジ国立研究所(Oak Ridge National Laboratory: ORNL)で開発されたエリ
プソメトリー法に基づく装置が製品化されており、適用可能な有力な候補となりえることを確認した。
(5) 被覆燃料粒子の検査技術開発（H29）
平成 29 年度は、本技術開発で試作した模擬被覆燃料粒子に対して、実施可能な検査項目を検討し、具体的な検査技術開発を行った。模擬被覆燃料粒子に関しては、被覆層厚さ，被覆層密度，外観，直径，断面金相の検査技術開発を行い、従来法だけでなく被覆層厚さの新規手法として検討した金相試験法(金相試験－画像解析法)も適用可能であることを確認した。また、被覆層
密度については液浸置換法が適していると考えられることを確認した。
平成 29 年度の被覆燃料粒子の検査技術開発は、次のとおりである。
①

模擬被覆燃料粒子を用いた検査技術開発対象の決定
平成 28 年度の調査結果を元に製造した模擬被覆燃料粒子を用いて実施可能な検査項目の検討を実施した。検討結果を表 3.4.4-1 に示す。表 3.4.4-1 の検討結果に基づき、模擬被覆燃料粒子を用いた検査技術開発は、「被覆層厚さ」、「被覆層密度」、
「外観」、
「直径」、
「断面金相」を対象とすることに決定した。
・「被覆層厚さ」：従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)、新規手法として金相試験
法(金相試験－画像解析法)を用いる。
・「被覆層密度」：従来法として液浸置換法を用いる。
・「外観」：従来法として顕微鏡法を用いる。
・「直径」：従来法として投影機法を用いる。
・「断面金相」：従来法として金相試験法を用いる。
また、模擬被覆燃料粒子は ZrC 層有り，無しに着目して試作した 2 バッチの試料を使用した。
各模擬被覆燃料粒子 2 バッチの構成を表 3.4.4-2 に示す。
②

模擬被覆燃料粒子を用いた「被覆層厚さ」の検査技術開発

1)

被覆層厚さ測定手法の選定
被覆層厚さ測定手法は、従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)と新規手法として金相試験法(金相試験－画像解析法)の 2 種類を選定した。従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)は、HTTR のウラン型燃料で採用実績のある被覆層厚さ測定手法 (2)である。一方、新規手法
としての金相試験法(金相試験－画像解析法)は、ORNL において、高温ガス炉燃料のウラン型燃料の検査技術開発で検討された被覆層厚さ測定手法 (4),(5)である。

3.4-7

2)

被覆層厚さ測定条件及び被覆層厚さ測定結果
金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)及び金相試験法(金相試験－画像解析法)による模擬

被覆燃料粒子の被覆層厚さ測定条件を表 3.4.4-3～表 3.4.4-4 に示す。また、模擬被覆燃料粒子
2 バッチの外観写真を図 3.4.4-1 に示す。
金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)による模擬被覆燃料粒子 2 バッチの被覆層厚さ測定
結果(50 個)を図 3.4.4-2～図 3.4.4-3 に示す。金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)と金相試験法(金相試験－画像解析法)(新規手法)の変動係数を比較した模擬被覆燃料粒子 2 バッチの結果(50 個)を図 3.4.4-4～図 3.4.4-5 に示す。
3)

被覆層厚さ測定に関する考察

a

被覆層厚さ測定結果の比較
模擬被覆燃料粒子 2 バッチは、各被覆層の厚さが平均値で 20～220 μm 程度の範囲であった。

そして、金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)と金相試験法(金相試験－画像解析法)(新規手法)の被覆層厚さ測定結果を変動係数に換算して比較すると、概ね一致した。
本検査技術開発では、従来法として HTTR のウラン型燃料で採用実績のある被覆層厚さ測定手法を元に測定データのばらつきを考慮した被覆層厚さ測定の測定数(50 個)を 2 つの手法に適用した。その上で、従来法と新規手法の被覆層厚さ測定結果のばらつきを評価する尺度として変動係数を用いて比較したところ、両者に著しい差異は確認されなかった。また、使用した模擬被覆
燃料粒子は ZrC 層有り、無しの影響も特に観察されなかった。このことから、2 つの手法(従来法と新規手法)を比較評価する際に従来法の測定数を適用することには、特に問題はないと考えられる。
b

プルトニウム燃料の取扱いに対する考慮
ウランと比べて危険度の高い放射性物質としてプルトニウム燃料を取扱う場合は、一般的に非密封の放射性物質を閉じ込めるための設備としてゴムグローブが装着された箱型の構造物である
グローブボックス (6)を用いる。また、内部被ばくを防止する対策として、作業員がプルトニウ
ムを吸い込むことがないようにこのグローブボックス内に各種検査装置を設置して取り扱う必要がある。さらに、外部被ばくを防ぐ対策として、作業員がプルトニウムからの放射線を低減できるように各種検査装置の自動化，効率化等も考慮する必要がある。そういった観点で考えると、
金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)は粒子 1 個毎に作業者が測定するので自動化されているとはいいがたく、且つ作業時間もかかる。一方で、金相試験法(金相試験－画像解析法)(新規手法)も同様に 1 個毎に画像を撮影後、画像解析を行う。しかし、従来法と異なり全ての作業をグローブボックスで実施する必要性はなく、画像撮影後の画像解析作業を別の場所で実施することが可能である。このことから、金相試験法(金相試験－画像解析法)(新規手法)は、作業員の外部被ばく低減を考慮すれば、金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)より適した被覆層厚さ測定手法になると考えられる。
また、画像解析自身の自動化については、ORNL において高温ガス炉燃料のウラン型燃料の検査技術開発で検討された被覆層厚さ測定手法として画像解析ソフトウェアを搭載したデータ処理

3.4-8

システムの報告があることから、作業時間の短縮についても実現性が高いと考えられる。
③

模擬被覆燃料粒子を用いた「被覆層密度」の検査技術開発

1)

被覆層密度測定手法の選定
被覆層密度測定手法は、従来法として液浸置換法を選定した(ただし、高密度熱分解炭素層 O-

PyC のみ)。従来法として液浸置換法は、HTTR のウラン型燃料で採用実績のある被覆層密度測定手法である。
2)

被覆層密度測定条件及び被覆層密度測定結果
液浸置換法(従来法)による模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件及び被覆層厚さ測定結果をそれぞれ表 3.4.4-5、図 3.4.4-6 に示す。1 バッチの O-PyC 層密度の平均値は、1.9757 g/cm3であり、大きなばらつきはなかった。
3)

被覆層密度測定に関する考察a

プルトニウム燃料の取扱いに対する考慮
ウランと比べて危険度の高い放射性物質としてプルトニウム燃料を取扱う観点で考えると、液浸置換法(従来法)は表 3.4.4-6 に示すとおり被覆燃料粒子の高温酸化、重量測定、体積測定から被覆層密度を求めるため、比較的手間がかからない。また、平成 28 年度の検査技術開発としてCeO 2 -YSZ 模擬燃料核に用いたピクノメータ法(新規手法)を適用すれば高温酸化処理以外を自動処理できる可能性があるため、より適した被覆層密度測定手法になると考えられる。さらに PuO 2
燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層密度測定方法(7)では、各被覆層は全て重量と体積増加から計算する方法の適用が報告されている。よって、被覆層密度測定については被覆工程毎に中間サンプリングした試料を用いて、液浸置換法による各被覆層密度測定を行うことが最も適していると考えられる。
この他、HTTR のウラン型燃料で採用実績のある被覆層密度測定手法として、SiC 層密度測定等においては浮遊沈降法が従来法として採用されている。浮遊沈降法(従来法)は表 3.4.4-7 に示すとおり破砕、焙焼、酸洗浄といった前処理後に微小な被覆層を作業者が採取し、重液(有機溶媒)で密度測定する必要があることから全て手作業となり、且つ作業時間も液浸置換法より必要となることが予想される。したがって、浮遊沈降法による各被覆層密度測定は液浸置換法よりも適していないと考えられる。
④

模擬被覆燃料粒子を用いた「直径」の検査技術開発

1)

直径測定手法の選定
直径測定手法は、従来法として投影機法を選定した。従来法として投影機法は、HTTR のウラン型燃料で採用実績のある直径測定手法である。
2)

直径測定条件及び直径測定結果
投影機法(従来法)による模擬被覆燃料粒子の直径測定条件を表 3.4.8 に示す。投影機法(従来法)による模擬被覆燃料粒子 2 バッチの直径測定結果(50 個)を図 3.4.4-7 に示す。2 バッチの直3.4-9径の平均値は、それぞれ 0.680 mm、1.435 mm であった。
3)

直径測定に関する考察

a

直径測定結果本検査技術開発では、従来法として HTTR のウラン型燃料で採用実績のある被覆層厚さ測定手法を元に測定データのばらつきを考慮した直径測定の測定数(50 個)を適用した。その上で、模擬被覆燃料粒子 2 バッチの投影機法(従来法)の直径測定結果のばらつきを評価する尺度として変動係数を用いて比較すると、概ねよい一致を示した。また、使用した模擬被覆燃料粒子は ZrC 層有り、無しの影響も特に観察されなかった。
b

プルトニウム燃料の取扱いに対する考慮
ウランと比べて危険度の高い放射性物質としてプルトニウム燃料を取扱う観点で考えると、投影機法(従来法)は粒子 1 個毎に作業者が測定するので自動化されているとはいいがたく、且つ作
業時間もかかる。一方で、平成 28 年度の検査技術開発として CeO 2 -YSZ 模擬燃料核に用いた画像解析法(新規手法)及びレーザー回折・散乱法(新規手法)は、直径測定手法及び装置能力として模
擬被覆燃料粒子にも適用可能であると考えられる。また、前者の画像解析法(新規手法)は 1 個毎に測定測定するものの試料投入後は自動測定であることから、投影機法(従来法)より適した直径測定手法になると考えられる。後者のレーザー回折・散乱法(新規手法)は、試料投入後は自動測定であり、且つ従来と比べて大量の粒子を一度にまとめて直径測定できることから、投影機法(従来法)より適した直径測定手法になると考えられる。
⑤

模擬被覆燃料粒子を用いた「外観」の検査技術開発

1)

外観検査手法の選定
外観検査手法は、従来法として顕微鏡法を選定した。従来法として顕微鏡法は、HTTR のウラン型燃料で採用実績のある外観検査手法である。
2)

外観検査条件及び外観検査結果
顕微鏡法(従来法)による模擬被覆燃料粒子の外観検査条件を表 3.4.4-9 に示す。また、模擬被覆燃料粒子 2 バッチの外観写真を図 3.4.4-1 に示す。
3)

外観検査に関する考察a

プルトニウム燃料の取扱いに対する考慮
ウランと比べて危険度の高い放射性物質としてプルトニウム燃料を取扱う観点で考えると、顕微鏡法(従来法)は粒子を作業者が画像を撮影するので自動化されているとはいいがたいが、被覆
層厚さ測定で用いた金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)のように粒子 1 個毎に作業者が画像を撮影する必要性はなく、一度にまとめて撮影すればよいので短時間作業で済むと考えられる。
⑥

模擬被覆燃料粒子を用いた「断面金相」の検査技術開発

3.4-101)

断面金相検査手法の選定
断面金相検査手法は、従来法として金相試験法を選定した。従来法として金相試験法は、HTTRのウラン型燃料で採用実績のある断面金相検査手法 (2)である。
2)

断面金相検査条件及び断面金相検査結果
金相試験法(従来法)による模擬被覆燃料粒子の金相試験条件を表 3.4.4-10 に示す。また、模擬

被覆燃料粒子 2 バッチの金相写真を図 3.4.4-8 に示す。
3)

断面金相検査に関する考察

a

断面金相検査結果
HTTR のウラン型燃料は、燃料核の表面に低密度熱分解炭素層(Buffer)、高密度熱分解炭素層(I-PyC)、炭化ケイ素層(SiC)、高密度熱分解炭素層(O-PyC)の 4 つの被覆層が存在する。4 つの被覆層を有する被覆燃料粒子で最適化された金相試験法(従来法)の研磨条件が非常に硬い炭化ジルコニ
ウム層(ZrC)を含むような 5 つ以上の被覆層を有する被覆燃料粒子に適用した例がなく、そのまま適用できるかどうか検討した。その結果、本検査技術開発では、使用した模擬被覆燃料粒子の ZrC
層有り、無しの影響は特に観察されず、金相試験法(従来法)の研磨条件で正常に金相試料を作製できることを確認した。
b

プルトニウム燃料の取扱いに対する考慮
ウランと比べて危険度の高い放射性物質としてプルトニウム燃料を取扱う観点で考えると、金相試験法(従来法)は微小な粒子を樹脂埋込し、作業者が研磨するため、作業がやや複雑である。
しかし、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の金相試料の報告 (7)があること、熱中性子炉向け MOX 燃料ペレットの金相研磨作業として、グローブボック
ス内で MOX ペレットを樹脂埋込し、金相研磨を行う報告 (8)があることを考慮すれば、あまり大きな影響はないものと考えられる。
(6) まとめ
Pu 燃焼高温ガス炉用燃料において実施可能な検査項目を検討し、本技術開発で試作した模擬燃料核及び模擬被覆燃料粒子を用いて具体的な検査技術開発を行った。
その結果、模擬燃料核に関しては、直径，真球度，密度の検査技術開発を行い、従来法だけでなく新規手法である画像解析法、レーザー回折・散乱法、ピクノメータ法も適用可能であることを確認した。模擬被覆燃料粒子に関しては、被覆層厚さ，被覆層密度，外観，直径，断面金相の検査技術開発を行い、従来法だけでなく被覆層厚さの新規手法として検討した金相試験法(金相試
験－画像解析法)も適用可能であることを確認した。また、被覆層密度については液浸置換法が適していると考えられることを確認した。
参考文献(1) S. Saito, T. Tanaka, Y. Sudo, et al. Design of High Temperature Engineering Test
Reactor (HTTR), JAERI 1332 (1994).

3.4-11

(2) 小林紀昭，他 「高温工学試験研究炉の燃料検査基準」JAERI-M 92-079(1992).
(3) 高山智生，他 「ZrC 被覆燃料粒子検査手法の検討」JAERI-Research 2007-061(2007).
(4) J.D. Hunn, J.R. Price, and G.E. Jellison Jr, New Characterization Techniques for
Coated Particle Fuel,ORNL,2004(5) A.K. Kercher, J.D. Hunn, J.R. Price, G.E. Jellison,F.C. Montgomery, R.N. Morris,
J.M. Giaquinto, D.L. Denton, Advanced characterization methods for TRISO fuels,
ORNL, 2005
(6) 原子力百科事典 ATOMICA 「フード・グローブボックス(09-04-10-05)」(7) J.Baier, H.Bairiot, J.Vangeel, R.Van Sinay ,Irradiation of Plutoniun Fueled CoatedParticles in FRJ2, EUR 5066,1974(8) TAYLOR, N. e TAYLOR, W. The Metallography of Mixed Oxide Fuel (M.O.X. Fuel) andCanning Materials for Thermal Reactors. Struers Journal of Materialography.
11/2006.

3.4-12

表 3.4.1-1 バッチ No.Y64 の粒子の粒度分布測定結果(投影機法) 平成 28 年度成果

粒径

真球度

単位

乾燥粒子

焙焼粒子

焼結粒子

平均

mm

0.827

0.556

0.427

標準偏差

mm

0.018

0.014

0.007

平均

―

1.013

1.021

1.019

標準偏差

―

0.009

0.017

0.013

表 3.4.1-2 ゲル粒子(乾燥)の製造条件
小項目

大項目
原液調製

振動滴下

熟成(アンモニア)

洗浄(純水)

洗浄(エタノール)

乾燥(真空)単位

数値

Ce(NO 3 ) 4

g

17.6

ZrO(NO 3 ) 3g

20.9～21.0

Y(NO 3 ) 3g

5.8

7.3%-PVA 溶液

g

55.0

THFA

g

84.1～84.2

振動数

Hz110～140

送液圧力kg/cm20.65～0.90

温度

℃

85

時間

min

90

温度

℃

85

時間

min

30

回数

回

3

温度

℃

時間

min

30

回数

回

3

温度

℃

60

時間

min

240

常温

表 3.4.1-3 ゲル粒子(乾燥)の熱処理条件
大項目
焙焼

焼結

小項目

単位

数値

雰囲気

―

大気

温度

℃

500

時間

min

60

雰囲気

―

温度

℃

1550

時間

min

180

3.4-13還元表 3.4.2-1 TRISO 被覆試験結果一覧（00PB16：平成 28 年度成果）
バッチ No.

試験内容(粒径,バッチ g)

Buffer 層
厚さ

I-PyC 層
厚さ

被覆時
ガス流量
(L/min)(μm)(低密度炭素)(μm)(高密度炭素)SiC 層
厚さ

O-PyC 層
厚さ

(μm)
(SiC)

(μm)
(高密度炭素)00PB16-2001

ZrO 2 模擬核
φ0.34,500g

50

14.0

3.3

未実施

未実施

00PB16-2002

ZrO 2 模擬核
φ0.34,500g

70

12.7

6.4

未実施

未実施

00PB16-2006

ZrO 2 模擬核
φ0.43,500g

60~100

63.9

7.5

12.0

17.3

00PB16-2007

ZrO 2 模擬核
φ0.43,500g

60~105

70.5

35.0

24.2

流動不良で
測定不可能

00PB16-2008

ZrO 2 模擬核
φ0.43,500g

60~85

70.8

25.5

19.4

26.0

00PB16-2009

ZrO 2 模擬核
(ZrC 層付き)
φ0.84,500g

180~236

116.6

162.9

41.7

流動不良で
測定不可能

00PB17-2002

ZrO 2 模擬核
φ0.43,500g

85~100

83

32

22

33

00PB17-2003

ZrO 2 模擬核
φ0.43,500g

85~105

74

33

18

40

00PB17-2004(ZrC 層付き)
φ0.43,500g

85~105

78

30

26

51

CeO 2 -YSZ

（金相-投影機法 50 粒子の平均値）

3.4-14

表 3.4.3-1 焼結後 3S-TRISO 燃料コンパクトの検査結果
外径

高さ

被覆粒子

マトリックス(mm)(mm)

充填率(%)

密度（g/cm3）

26.1

38.6

29.2

1.71

26.0±0.1

39.0±0.530±31.70±0.05

17-T1001(コンパクト)（参考）
HTTR 規格

表 3.4.3-2 焼結後 3S-TRISO 燃料コンパクトの金相試料における3S-TRISO 被覆層厚さ検査結果（金相-投影機法）（μm）
１層

２層

３層

４層

78

30

26

51

95

33

30

67

17-2004(被覆粒子)
n=50 平均17-T1001(コンパクト)n=1※※ 本結果は、n=1 であるため参考とする。

3.4-15

表 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果(1/5)
検査項目
炭化ジ 被覆層厚さ
ルコニ
ウム層
ZrC

検査方法
検討結果
備考（理由等）金相試験法(金相試 可(比較試験) 従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)を
験－投影機法)選定した。
金相試験法(金相試
新規手法として、金相試験法(金相試験－画像解
験－画像解析法)析法)を選定した。
X 線ラジオグラフ法 －(対象外) 対象外とする ※注 1
被覆層密度 液浸置換法－(対象外) 平成 17 年度～平成 20 年度文部科学省革新的原子定容積気体圧縮法
力システム技術開発公募事業 革新的高温ガス炉－(対象外) 燃料・黒鉛に関する技術開発にて既に実施済であ焙焼重量法
ZrC 定比るため対象外とする。
ICP-AES＋酸化燃焼性(C/Zr-赤外吸収法比)
低密度 被覆層厚さ 金相試験法(金相試 可(比較試験) 従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)を
熱分解
選定した。
験－投影機法)
炭素層
新規手法として、金相試験法(金相試験－画像解
金相試験法(金相試析法)を選定した。
験－画像解析法)Buffer
X 線ラジオグラフ法 －(対象外) 対象外とした ※注 1
二次元測定及び金相観察結果のクロスチェック

被覆層密度 液浸置換法

重量と体積増加から計算－(対象外)－(対象外)－(対象外)

経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できないが、金相試験法(金相試験－投影機法)及び金相試験法(金相試験－画像解析法)と大差のない手法と判断し、対象外とした。
低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後にサンプリングした試料がないと検査できないため、対象外とした ※注 2。
経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できない。
また、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後にサンプリングした試料がないと検査できないため、対象外とした ※注 2。

注 1：高温工学試験研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)は、軟 X 線透過装置を用いて X 線写真を撮影して X 線ラジ
オグラフ法 (2)を実施していた。しかし、ZrC 層が存在する被覆燃料粒子では X 線透過能力が不十分なため軟 X 線透過装置による ZrC 層付近の X
線写真撮影が困難であり、新たに X 線透過能力が非常に大きな大型 X 線透過装置も使用する必要があることが平成 17 年度～平成 20 年度文部科
学省革新的原子力システム技術開発公募事業革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発の成果として判明している。この大型 X 線透過装置
は非常に高価であるだけでなく、Pu を取り扱うグローブボックス内に収納するにはあまりに大きすぎ、且つ外部漏えい X 線も考慮しなければならないため、グローブボックス設計の成立性(コスト，閉じ込め，遮蔽等)に大きな課題を与えてしまう可能性が非常に高い。また、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層厚さの検査方法 (6)は、X 線ラジオグラフ法を適用していない(二次元
測定及び金相観察結果のクロスチェックである)。したがって、X 線ラジオグラフ法は対象外とする。
注 2：使用する被覆試験用の装置に対して模擬燃料核の絶対量が少ないため、製造上の問題で後工程の被覆層への被覆条件の決定に非常に大きな影響がある中間サンプリングを避ける必要性があった。したがって、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後，高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後及び炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリングした試料はない。

3.4-16

表 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果(2/5)
検査項目
高密度 被覆層厚さ
熱分解
炭素層
I-PyC

検査方法
検討結果
備考（理由等）金相試験法(金相試 可(比較試験) 従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)を選定した。
験－投影機法)
新規手法として、金相試験法(金相試験－画像解
金相試験法(金相試析法)を選定した。
験－画像解析法)X 線ラジオグラフ法 －(対象外) 対象外とした ※注 1
二次元測定及び金相観察結果のクロスチェック

被覆層密度 浮遊沈降法－(対象外)－(対象外)

重量と体積増加から計算－(対象外)

光学的異方 BAF 法
OPTAF 法性因子
エリプソメトリー
OPTAF
法－(対象外)

経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できないが、金相試験法(金相試験－投影機法)及び金相試験法(金相試験－画像解析法)と大差のない手法と判断し、対象外とした。
高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後にサンプリングした試料がないと検査できないため、対象外とした ※注 2。
経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できない。
また、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後及び高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後にサンプリングした試料がないと検査できないため、対象外とした ※注 2。
BAF 法は、経験がなく、且つ具体的な検査方法もわからず実施できないため、対象外とした。
OPTAF 法は、旧日本原子力研究所で確立した手法(2)であるが装置が老朽化している。また、グロー
ブボックス用の光学的異方性因子測定装置の設計に対応するためのベテラン経験者がいない状況か
ら適用自身が困難な状況であるため、対象外とした。
エリプソメトリー法は、グローブボックスへの適用を考慮済みである。また、被覆燃料粒子向けに確立・最適化され装置が製品化されているこた
め、検査技術開発を行う必要性のない手法と判断し、対象外とした。

注 1：高温工学試験研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)は、軟 X 線透過装置を用いて X 線写真を撮影して X 線ラジ
オグラフ法 (2)を実施していた。しかし、ZrC 層が存在する被覆燃料粒子では X 線透過能力が不十分なため軟 X 線透過装置による ZrC 層付近の X
線写真撮影が困難であり、新たに X 線透過能力が非常に大きな大型 X 線透過装置も使用する必要があることが平成 17 年度～平成 20 年度文部科
学省革新的原子力システム技術開発公募事業革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発の成果として判明している。この大型 X 線透過装置
は非常に高価であるだけでなく、Pu を取り扱うグローブボックス内に収納するにはあまりに大きすぎ、且つ外部漏えい X 線も考慮しなければならないため、グローブボックス設計の成立性(コスト，閉じ込め，遮蔽等)に大きな課題を与えてしまう可能性が非常に高い。また、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層厚さの検査方法 (6)は、X 線ラジオグラフ法を適用していない(二次元
測定及び金相観察結果のクロスチェックである)。したがって、X 線ラジオグラフ法は対象外とする。
注 2：使用する被覆試験用の装置に対して模擬燃料核の絶対量が少ないため、製造上の問題で後工程の被覆層への被覆条件の決定に非常に大きな影響がある中間サンプリングを避ける必要性があった。したがって、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後，高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後及び炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリングした試料はない。

3.4-17

表 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果(3/5)
検査項目
検査方法
検討結果
備考（理由等）炭化ケ 被覆層厚さ 金相試験法(金相試 可(比較試験) 従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)を
イ素層
選定した。
験－投影機法)
新規手法として、金相試験法(金相試験－画像解
金相試験法(金相試SiC析法)を選定した。
験－画像解析法)X 線ラジオグラフ法 －(対象外) 対象外とした ※注 1
経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できないが、金相試験法(金相試験－投影機法)及び金相試験法(金相試験－画像解析法)と大差のない手法と判断し、対象外とした。
被覆層密度 浮遊沈降法
可(検討のみ) 従来法として浮遊沈降法は、破砕、焙焼、酸洗浄といった前処理後に微小な被覆層を作業者が採取し、重液(有機溶媒)で密度測定するので全て手作業となり、且つ作業時間もかかる。したがって、
液浸置換法との比較検討のみを行う。
重量と体積増加か －(対象外) 経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていら計算ないため、具体的な検査方法もわからず実施できない。
また、高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後及び炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリングした試料がないと検査できないため、対象外とした ※注
2。
二次元測定及び金相観察結果のクロ
スチェック－(対象外)

注 1：高温工学試験研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)は、軟 X 線透過装置を用いて X 線写真を撮影して X 線ラジ
オグラフ法 (2)を実施していた。しかし、ZrC 層が存在する被覆燃料粒子では X 線透過能力が不十分なため軟 X 線透過装置による ZrC 層付近の X
線写真撮影が困難であり、新たに X 線透過能力が非常に大きな大型 X 線透過装置も使用する必要があることが平成 17 年度～平成 20 年度文部科
学省革新的原子力システム技術開発公募事業革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発の成果として判明している。この大型 X 線透過装置
は非常に高価であるだけでなく、Pu を取り扱うグローブボックス内に収納するにはあまりに大きすぎ、且つ外部漏えい X 線も考慮しなければならないため、グローブボックス設計の成立性(コスト，閉じ込め，遮蔽等)に大きな課題を与えてしまう可能性が非常に高い。また、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層厚さの検査方法 (6)は、X 線ラジオグラフ法を適用していない(二次元
測定及び金相観察結果のクロスチェックである)。したがって、X 線ラジオグラフ法は対象外とする。
注 2：使用する被覆試験用の装置に対して模擬燃料核の絶対量が少ないため、製造上の問題で後工程の被覆層への被覆条件の決定に非常に大きな影響がある中間サンプリングを避ける必要性があった。したがって、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後，高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後及び炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリングした試料はない。

3.4-18

表 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果(4/5)
検査項目
高密度 被覆層厚さ
熱分解
炭素層
O-PyC

検査方法
検討結果
備考（理由等）金相試験法(金相試 可(比較試験) 従来法として金相試験法(金相試験－投影機法)を
験－投影機法)選定した。
金相試験法(金相試
新規手法として、金相試験法(金相試験－画像解
験－画像解析法)析法)を選定した。
X 線ラジオグラフ法 －(対象外) 対象外とした ※注 1
二次元測定及び金相観察結果のクロスチェック

被覆層密度 液浸置換法－(対象外)

可

重量と体積増加から計算－(対象外)

光学的異方 BAF 法
OPTAF 法性因子
エリプソメトリー
OPTAF
法－(対象外)

経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できないが、金相試験法(金相試験－投影機法)及び金相試験法(金相試験－画像解析法)と大差のない手法と判断し、対象外とした。
従来法として液浸置換法を選定した。
経験がなく、参考文献(6)に詳細が記載されていないため、具体的な検査方法もわからず実施できない。
また、炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリング
した試料がないと検査できないため、対象外とした ※注 2。
BAF 法は、経験がなく、且つ具体的な検査方法もわからず実施できないため、対象外とした。
OPTAF 法は、旧日本原子力研究所で確立した手法(1)であるが装置が老朽化している。また、グロー
ブボックス用の光学的異方性因子測定装置の設計に対応するためのベテラン経験者がいない状況か
ら適用自身が困難な状況であるため、対象外とした。
エリプソメトリー法は、グローブボックスへの適用を考慮済みである。また、被覆燃料粒子向けに確立・最適化され装置が製品化されているこた
め、検査技術開発を行う必要性のない手法と判断し、対象外とした。

注 1：高温工学試験研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)は、軟 X 線透過装置を用いて X 線写真を撮影して X 線ラジ
オグラフ法 (2)を実施していた。しかし、ZrC 層が存在する被覆燃料粒子では X 線透過能力が不十分なため軟 X 線透過装置による ZrC 層付近の X
線写真撮影が困難であり、新たに X 線透過能力が非常に大きな大型 X 線透過装置も使用する必要があることが平成 17 年度～平成 20 年度文部科
学省革新的原子力システム技術開発公募事業革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発の成果として判明している。この大型 X 線透過装置
は非常に高価であるだけでなく、Pu を取り扱うグローブボックス内に収納するにはあまりに大きすぎ、且つ外部漏えい X 線も考慮しなければならないため、グローブボックス設計の成立性(コスト，閉じ込め，遮蔽等)に大きな課題を与えてしまう可能性が非常に高い。また、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層厚さの検査方法 (6)は、X 線ラジオグラフ法を適用していない(二次元
測定及び金相観察結果のクロスチェックである)。したがって、X 線ラジオグラフ法は対象外とする。
注 2：使用する被覆試験用の装置に対して模擬燃料核の絶対量が少ないため、製造上の問題で後工程の被覆層への被覆条件の決定に非常に大きな影響がある中間サンプリングを避ける必要性があった。したがって、低密度熱分解炭素層(Buffer 層)被覆後，高密度熱分解炭素層(I-PyC 層)被覆後及び炭化ケイ素層(SiC)被覆後にサンプリングした試料はない。

3.4-19

表 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子を用いた実施可能な検査項目の検討結果(5/5)
検査項目
被覆燃 外観料粒子 直径

断面金相

検査方法
検討結果
備考（理由等）顕微鏡法
可従来法として顕微鏡法を選定した。
可(投影機法) 従来法として投影機法を選定した。
PSA 法
投影機法
PSA 法は、模擬被覆燃料粒子の直径が高温工学試験
X 線ラジオグラフ法
研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子よりも大きく装置の調整が容易に出来ないこと，製造した粒子形状がいびつだと装置内で詰まる可能性があることを考慮し、選定から除外した。
X 線ラジオグラフ法は直径と被覆層厚さの両方に適用すると検査手法の共用化の観点で利点が大きい
が、後者の被覆層厚さへの適用性については問題がある ※注 1。したがって、検査手法の共用化が出来ないことから、選定から除外した。
X 線写真－(対象外) 参考文献(6)に詳細が記載されていないが、X 線ラジ
オグラフ法と類似の手法と判断し、対象外とした。
金相試験法
可従来法として金相試験法を選定した。

注 1：高温工学試験研究炉(HTTR)向けの被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)は、軟 X 線透過装置を用いて X 線写真を撮影して X 線ラジ
オグラフ法 (2)を実施していた。しかし、ZrC 層が存在する被覆燃料粒子では X 線透過能力が不十分なため軟 X 線透過装置による ZrC 層付近の X
線写真撮影が困難であり、新たに X 線透過能力が非常に大きな大型 X 線透過装置も使用する必要があることが平成 17 年度～平成 20 年度文部科
学省革新的原子力システム技術開発公募事業革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発の成果として判明している。この大型 X 線透過装置
は非常に高価であるだけでなく、Pu を取り扱うグローブボックス内に収納するにはあまりに大きすぎ、且つ外部漏えい X 線も考慮しなければならないため、グローブボックス設計の成立性(コスト，閉じ込め，遮蔽等)に大きな課題を与えてしまう可能性が非常に高い。また、PuO 2 燃料核を使用した被覆燃料粒子(PuO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC 等)の被覆層厚さの検査方法 (6)は、X 線ラジオグラフ法を適用していない(二次元
測定及び金相観察結果のクロスチェックである)。したがって、X 線ラジオグラフ法は対象外とする。

3.4-20表 3.4.4-2 模擬被覆燃料粒子 2 バッチの構成
構成 ※注 1

模式図(ZrC 層無し)

模式図(ZrC 層有り)

模擬燃料核 ※注 2
炭化ジルコニウム層
ZrC
低密度熱分解炭素層
Buffer
高密度熱分解炭素層
I-PyC

炭化ケイ素層SiC

高密度熱分解炭素層
O-PyC

模擬被覆燃料粒子

注 1：文中で模擬被覆燃料粒子の構成を表す場合は次のように記載する。
模擬被覆燃料粒子(ZrC 層無し)の場合、YSZ/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC
模擬被覆燃料粒子(ZrC 層有り)の場合、YSZ/I-PyC/ZrC/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC
注 2：模擬燃料核が真球に近い形態でないと被覆工程での被覆層厚さのバラツキが大きくなり、検査技術開発の評価が困難になることから、模擬燃料核は真球に近い形態として YSZ または YSZ を含む粒子を選定した(CeO 2 -YSZ 模擬燃料
核は使用しない)。

3.4-21

表 3.4.4-3 模擬被覆燃料粒子の被覆層厚さ測定条件（金相試験法（金相試験－投影機法）
）
項 目
検査手法

内 容
※注 1

金相試験法（金相試験－投影機法）
メーカー名：(株)リファインテック
装置名 ：試料研磨機(プレス機を含む)
装置外観：右写真を参照
メーカー名：(株)ヤマト科学
装置名 ：検査乾燥機
装置外観：右下(左側)の写真を参照

使用装置

メーカー名：(株)オリンパス
装置名 ：顕微鏡 No.4
装置外観：右下(右側)の写真を参照

メーカー名：(株)ニコン
装置名 ：投影機
型式：V-12
装置外観：右写真を参照

検査手順の概要

・プレス機に試料と金相埋込樹脂を加え、金相埋込試料を作製する。
・試料研磨機本体に金相埋込試料をセットし、金相研磨(研磨紙,ダイヤモンドペーストを使用)を行う。
・検査乾燥機に金相研磨試料をセットし、乾燥(約 90℃)を行う。
・顕微鏡に金相研磨試料をセットし、金相研磨面を確認する。
・投影機に金相研磨試料をセットし、各被覆層の厚さを測定する。

被覆層厚さ測定条件 ・試料 ：2 バッチ
取得データ

・各測定値

・測定数：50 個/バッチ
・平均値、標準偏差

注 1：参考文献(2)では、「金相試験」に分類されるが、ここでは便宜上、金相試験法（金相試験－投影機法）と記載した。

3.4-22

表 3.4.4-4 模擬被覆燃料粒子の被覆層厚さ測定条件（金相試験法（金相試験－画像解析法）
）
項 目
検査手法
使用装置

内 容
※注 1

金相試験法（金相試験－画像解析法）
メーカー名：(株)リファインテック
装置名 ：試料研磨機(プレス機を含む)
装置外観：右写真を参照
メーカー名：(株)ヤマト科学
装置名 ：検査乾燥機
装置外観：右下(左側)の写真を参照
メーカー名：(株)オリンパス
装置名 ：顕微鏡 No.4
装置外観：右下(右側)の写真を参照

画像解析ソフトウェア名：Leafareacounter Plus
・プレス機に試料と金相埋込樹脂を加え、金相埋込試料を作製する。
・試料研磨機本体に金相埋込試料をセットし、金相研磨(研磨紙,ダイヤモンドペーストを使用)を行う。
検査手順の概要
・検査乾燥機に金相研磨試料をセットし、乾燥(約 90℃)を行う。
・顕微鏡に金相研磨試料をセットし、金相研磨面を確認後、画像データを取得する。
・画像解析ソフトウェアに画像データを読み込み、各被覆層の厚さを測定する ※注 2。
被覆層厚さ測定条件 ・試料 ：2 バッチ
・測定数：50 個/バッチ
取得データ
・各測定値
・平均値、標準偏差
注 1：参考文献(3)(4)
注 2：本検査技術開発の画像解析は、あくまで手動測定である(画像解析自身の自動化は適用対象外)。

3.4-23表 3.4.4-5 模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（液浸密度法）
項 目
検査手法
使用装置

内 容
※注 1

液浸密度法
メーカー名：(株)ヤマト科学
装置名 ：マッフル炉
装置外観：右写真(左側)を参照

検査手順の概要

被覆密度測定条件
取得データ

メーカー名：－
装置名 ：検査作業台
装置外観：右写真(右側)を参照
・白金ルツボ、試料重量を測定する(高温酸化前)。
・比重瓶(ピクノメータ)にブチルアルコール，試料を入れ重量を測定する(高温酸化前)。
・マッフル炉に試料を入れ、900℃で高温酸化させ、試料の高密度熱分解炭素層 O-PyCを除去する。
・白金ルツボ、試料重量を測定する(高温酸化後)。
・比重瓶(ピクノメータ)にブチルアルコール，試料を入れ重量を測定する(高温酸化
後)。
・高温酸化前・後の各測定値，比重瓶(ピクノメータ)の容積、重量から被覆層密度を求める。
・試料 ：1 バッチ ※注 2 ・測定数：n＝2/バッチ
・測定値
・平均値、標準偏差

注 1：参考文献(2)
注 2：高密度熱分解炭素層 O-PyC 用。模擬被覆燃料粒子は 2 バッチあるが、一方の高密度熱分解炭素層 O-PyC は十分な被覆層厚さがなく、被覆層密度を測定するには不十分であるため測定対象から除外した。

表 3.4.4-6 模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（液浸置換法）
項 目
検査手法

内 容
液浸置換法（従来法）※注 1
高密度熱分解炭素層 O-PyC 用の液浸置換法（従来法）の概略手順は、次のとおり。
高密度熱分解炭素層 O-PyC まで被覆した被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)の体積を比重瓶（ピクノメータ）、重量を天秤で測定する。この試料を空気中、高温酸化し、高密度熱分解炭素層 O-PyC を除去する。酸化後の重量を測定し、その体積を比重瓶で測定する。上記の測定結果を元に O-PyC 層密度を求める。

概略手順

3.4-24

注 1：出典は、JAERI-M-92-079 高温工学試験研究炉の燃料検査基準
なお、図中の第 1 層、第 2 層、第 3 層、第 4 層は、それぞれ Buffer、I-PyC、SiC、O-PyC を指す。

表 3.4.4-7 模擬被覆燃料粒子の被覆層密度測定条件（浮遊沈降法）
項 目
検査手法

内 容
浮遊沈降法（従来法）※注 1
炭化ケイ素層 SiC 用の浮遊沈降法（従来法）の概略手順は、次のとおり。
高密度熱分解炭素層 O-PyC まで被覆した被覆燃料粒子(UO 2 燃料核/Buffer/I-PyC/SiC/O-PyC)
を機械的に破壊した後、空気中、高温酸化する。その残渣を硝酸溶液で処理し、酸化ウランを溶解し、残った試片(SiC)を採取して検査試料とする。密度測定用の混合液はヨウ化メチレ
ン－ベンゼン等を使用する。検査試料を混合液中で浮遊沈降させると共に混合液の密度測定
を行う。

概略手順

注 1：出典は、JAERI-M-92-079 高温工学試験研究炉の燃料検査基準
なお、図中の第 1 層、第 2 層、第 3 層、第 4 層は、それぞれ Buffer、I-PyC、SiC、O-PyC を指す。

表 3.4.4-8 模擬被覆燃料粒子の直径測定条件（投影機法）
項 目
検査手法
使用装置

検査手順の概要
直径測定条件
取得データ

内 容
※注 1

投影機法（従来法）
メーカー名：(株)ニコン
装置名 ：投影機
型式：V-20B
装置外観：右写真を参照

・投影機の試料ステージに試料をセットし、投影機法により直径測定を行う ※注 2。
・試料 ：2 バッチ
・測定数：50 個/バッチ
・各測定値
・平均値、標準偏差

注 1：参考文献(2)では、「金相試験」に分類されるが、ここでは便宜上、投影機法と記載した。
注 2：参考文献(2)の「金相試験」では金相試料作製後の金相断面に対して投影機法により直径測定を行うが、金相試料作製段階で研磨し過ぎると正確な直径の取得が困難となること、また他の新規手法との比較する際に測定対象の試料の同一性を考慮し、本試験ではあえて試料研磨は実施しないこととした。

3.4-25

表 3.4.4-9 模擬被覆燃料粒子の外観観察条件（顕微鏡法）
項 目
検査手法
使用装置

内 容
※注 1

顕微鏡法（従来法）
メーカー名：(株)ニコン
装置名 ：顕微鏡装置外観：右写真を参照

検査手順の概要

・顕微鏡の試料ステージに試料をセットし、顕微鏡法により外観観察を行う。

外観観察条件・試料 ：2 バッチ

取得データ

・外観写真

注 1：参考文献(2)では、「目視」に分類されるが、著しい割れ、欠け、付着物等が認められないことを拡大鏡等を用いて確認することからここでは便宜上、顕微鏡法と記載した。

表 3.4.4-10 模擬被覆燃料粒子の断面組織観察条件（金相試験法）
項 目
内 容
検査手法
金相試験法（従来法）※注 1
使用装置
メーカー名：(株)リファインテック
装置名 ：試料研磨機(プレス機を含む)
装置外観：右写真を参照
メーカー名：(株)ヤマト科学
装置名 ：検査乾燥機
装置外観：右下(左側)の写真を参照
メーカー名：(株)オリンパス
装置名 ：顕微鏡 No.4
装置外観：右下(右側)の写真を参照

検査手順の概要

取得データ

・プレス機に試料と金相埋込樹脂を加え、金相埋込試料を作製する。
・試料研磨機本体に金相埋込試料をセットし、金相研磨(研磨紙,ダイヤモンドペーストを使用)を行う。
・検査乾燥機に金相研磨試料をセットし、乾燥(約 90℃)を行う。
・顕微鏡に金相研磨試料をセットし、金相研磨面の観察を行う。
・被覆層が正常に被覆されていることを確認する（実用上、差し支えないこと）。

注 1：参考文献(2)3.4-26

a)滴下・熟成装置b)装置全面に設置したフードカバー(a)滴下・熟成装置の外観(b) チューブ炉の外観
図 3.4.1-1 本事業で整備した主な設備

3.4-27a)アンモニア水中を沈降する滴下原液b)アンモニア水中で流動するゲル粒子c)エバポレータ中で乾燥中のゲル粒子（右：拡大）
図 3.4.1-2 乾燥ゲル粒子開発の状況例（平成 27 年度）

3.4-281mm1mma)割れた乾燥ゲル粒子（Y01）の例

b)割れなかった乾燥ゲル粒子の例(Y05)

1mm

1mm

c)表面ヒビが見られた乾燥ゲル粒子の例（Y25） d)小粒径化した乾燥ゲル粒子の例(Y30)
図 3.4.1-3 乾燥ゲル粒子割れ改善の例（平成 27 年度成果）

3.4-29硝酸ジルコニウム

硝酸セリウム

硝酸イットリウム

増粘剤
滴下原液
振動滴下
熟成(ゲル化)

滴下装置
加振器
マルチファンクションジェネレーター

ゲル粒子(未乾燥)
純水洗浄
アルコール洗浄ロータリーエバポレータ―

乾燥
ゲル粒子(乾燥)
焙焼

マッフル炉

焙焼粒子
焼結

チューブ炉
or 雰囲気調整炉(外注)

焼結粒子

図 3.4.1-4 模擬燃料核の製造工程

3.4-30Y31(平成 27 年度成果)

Y64（平成 28 年度成果）

乾(燥粒子
)
焙(焼粒子
)
焼(結粒子
)
図 3.4.1-5 粒子形状改善前後の外観比較（平成 27 年度成果（バッチ No.Y31）と平成 28 年度成果（バッチ No.Y64））

3.4-31

(SEM 像)

(Ce)

(Zr)

(Y)

図 3.4.1-6 バッチ No.Y64 粒子の SEM/EDS 分析結果（平成 28 年度成果）

3.4-32

(焼結前の例)(焼結後の例)
図 3.4.1-7 熱処理前後の外観例

3.4-33

CeO2-YSZ模擬燃料核（3.4.1）ZrC被覆（第一層酸素ゲッター層）（ZrC被覆試験と特性評価で実施）（3.5）

被覆（第二層バッファ層）

被覆（第三層高密度炭素層）（3.4.2）被覆（第四層SiC層）

被覆（第五層高密度炭素層）

ZrC層被覆TRISO燃料（3S-TRISO燃料）

図 3.4.2-1 PuO 2 /CeO 2 -YSZ を燃料核/模擬燃料核とした 3S-TRISO 被覆粒子の概要

3.4-34a) ZrO 2 (0.34mm)100 g 投入 50L/min 時の流動状態（平成 27 年度）b) ZrO 2 (0.7 mm)2000 g 投入、200L/min 時流動状態（平成 26 年度）
図 3.4.2-2 ZrO 2 模擬粒子を用いた粒子模擬流動試験の例

3.4-35

180

粒子噴き上がり最大高さ 値(mm)：被覆可能領域160

直径－投入量(g)1400.7-300

0.7-100
0.7-500

120

0.7-1000
0.7-2000100

0.7-4000800.34-50
0.34-10060

0.34-20040

0.34-300
0.34-500

200a)0.34-1000
0

50

100

150
200
ガス流量（L/min）

250

300

350

ZrO2 試料の流動試験結果の比較（0.34 mm,0.7 mm）の比較(平成 26 年度,27 年度成果のまとめ)

600
Up
Low

ガス流量（L/min）／粒径 （ｍｍ）^ 1.4

500

φ0.43_17-2003実績
400

300

200

100

0

10

500g

100

1000

バッチ粒子重量（ｇ）b)

粒子重量と被覆可能料流量範囲（被覆可能領域データを規格化）

図 3.4.2-3 粒径とガス流量の関係の整理

3.4-36

10000

O-PyCSiC
I-PyC
buffer(ZrO2）ZrC
CeO2-YSZa)00PB17-2002b)00PB17-2004(いずれも装荷量 500 g)

図 3.4.2-4 被覆条件検討試料（00PB17-2002）
及び 3S-TRISO 被覆粒子（00PB17-2004）の金相外観

3.4-37

黒鉛粉末

3S-TRISO 被覆粒子

混合

オーバーコート

調整黒鉛粉末バインダー

乾燥オーバーコート粒子

黒鉛マトリックス（オーバーコート粒子表
面の黒鉛＋バインダー）

温間プレス
グリーンコンパクト
予備焼成

約 39 mm

焼成

被覆燃料粒子約 26 mm

燃料コンパクト
図 3.4.3-1 3S-TRISO 燃料コンパクトの製造工程フローと燃料コンパクトの概念図

3.4-38調整黒鉛粉末
調整黒鉛粉末を投入
回転容器（オーバーコート装置）

3S-TRISO 被覆粒子
（アルコール等で湿らせてあり、回転容器に合わせて転動する。
）

図 3.4.3-2 オーバーコート工程の概念図

加圧方向

①ダイス
②上パンチ
③下パンチ
②

④コアロッド

①

③
④

加圧方向
図 3.4.3-3 コンパクトプレス工程の概念図

3.4-39黒鉛マトリックス
被覆燃料粒子プレス後のグリーンコンパクト（17-T1001）

焼成後の 3S-TRISO 燃料コンパクト（17-T1001）
図 3.4.3-4 3S-TRISO 燃料コンパクトの外観

黒鉛マトリックス
O-PyC
SiC

CeO2-YSZ

I-PyC
buffer
ZrC

図 3.4.3-5 焼成後の 3S-TRISO 燃料コンパクト（17-T1001）
金相試料中の 3S-TRISO 被覆粒子の外観

3.4-40

模擬被覆燃料粒子(ZrC 層無し)

模擬被覆燃料粒子(ZrC 層有り)

バッチ No. 00PB16-2008

バッチ No. 00PB16-2009

被覆層厚さ(μm)

図 3.4.4-1 模擬被覆燃料粒子 2 バッチの外観写真

40
30
20
10
0
40
30
20
10
0
40
30
20
10
0

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： O-PyC層
平均値
標準偏差(1σ)

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： SiC層
平均値
標準偏差(1σ)

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： I-PyC層
平均値
標準偏差(1σ)125

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： Buffer層
平均値
標準偏差(1σ)

100
75
50
0

25

50

75

100

模擬被覆燃料粒子の個数(個)
図 3.4.4-2 金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)による被覆層厚さ測定結果(50 個)(模擬被覆燃料粒子は ZrC 層無し、バッチ No.00PB16-2008)

3.4-41

被覆層厚さ(μm)

100
75
50
25
0
175
150
125
100
150
125
100
75
40
30
20
10
0
40
30
20
10
0

バッチNo.00PB16-2009
被覆層： SiC層
平均値
標準偏差(1σ)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： I-PyC層
平均値
標準偏差(1σ)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： Buffer層
平均値
標準偏差(1σ)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： ZrC層
平均値
標準偏差(1σ)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： I-PyC層
平均値
標準偏差(1σ)

0

25

50

75

100

模擬被覆燃料粒子の個数(個)変動係数CV (-)

図 3.4.4-3 金相試験法(金相試験－投影機法)(従来法)による被覆層厚さ測定結果(50 個)(模擬被覆燃料粒子は ZrC 層有り、バッチ No.00PB16-2009)

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： O-PyC層測定数： 50個
変動係数(－)

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： SiC層
測定数： 50個
変動係数(－)

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： I-PyC層測定数： 50個
変動係数(－)

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： Buffer層
測定数： 50個
変動係数(－)

金相試験法(金相試験－投影機法)

金相試験法(金相試験－画像解析法)

被覆層厚さ測定手法
図 3.4.4-4 従来法と新規手法の変動係数による被覆層厚さ測定結果(50 個)(模擬被覆燃料粒子は ZrC 層無し、バッチ No.00PB16-2008)

3.4-42

変動係数CV (-)

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

バッチNo.00PB16-2009
被覆層： SiC層
測定数： 50個
変動係数(－)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： I-PyC層測定数： 50個
変動係数(－)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： Buffer層
測定数： 50個
変動係数(－)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： ZrC層
測定数： 50個
変動係数(－)
バッチNo.00PB16-2009
被覆層： I-PyC層測定数： 50個
変動係数(－)

金相試験法(金相試験－投影機法)

金相試験法(金相試験－画像解析法)

被覆層厚さ測定手法
図 3.4.4-5 従来法と新規手法の変動係数による被覆層厚さ測定結果(50 個)(模擬被覆燃料粒子は ZrC 層有り、バッチ No.00PB16-2009)

被覆層密度(g/cm3)

2.5

バッチNo.00PB16-2008
被覆層： O-PyC層
平均値
標準偏差(1σ)

2.0

1.5

O-PyC層密度
図 3.4.4-6 液浸置換法(従来法)による被覆層厚さ測定結果(模擬被覆燃料粒子は ZrC 層無し、バッチ No.00PB16-2008)

3.4-43直径 (mm)

0.9

変動
係数
(－)

1.0

0.2
0.1
0.0

バッチNo.00PB16-2008
平均値
標準偏差(1σ)

0.8
0.7
0.6

バッチNo.00PB16-2008
変動係数

0

25

50

75

100

直径 (mm)

1.5

変動
係数
(－)

1.6

0.2
0.1
0.0

バッチNo.00PB16-2009
平均値
標準偏差(1σ)

1.4
1.3
1.2

バッチNo.00PB16-2009
変動係数

0

25

50

75

100

模擬被覆燃料粒子の個数(個)
図 3.4.4-7 投影機法(従来法)による直径測定結果(50 個)(上：バッチ No.00PB16-2008，下：バッチ No.00PB16-2009)

模擬被覆燃料粒子(ZrC 層無し)

模擬被覆燃料粒子(ZrC 層有り)

バッチ No.00PB16-2008

バッチ No.00PB16-2009
直径 1471μm

直径
約651μm
YSZ(模擬燃料核)

YSZ
I-PyC
ZrC
(模擬燃料核+ZrC)

Buffer
I-PyC
SiC
O-PyC

Buffer
I-PyC
SiC
O-PyC

図 3.4.4-8 模擬被覆燃料粒子 2 バッチの金相写真

3.4-44

3.5 ZrC 層被覆試験と特性評価（H26～H29）（再委託先：原子力機構）
3.5.1 目的
セキュリティ強化型安全燃料における炭化ジルコニウム（Zirconium carbide: ZrC）層の最適な被覆条件を検討するため、CeO 2 -イットリア安定化ジルコニア（Yttria stabilized zirconia:
YSZ）模擬燃料核を用いた ZrC 被覆試験を、流動条件や原料ガス組成などの蒸着条件を変えて行うとともに、試験で得られる ZrC 層及び CeO 2 -YSZ の材料特性データ（厚さ、密度など）と蒸着条件の相関を定量的に評価した。
平成 26 年度は、既存の ZrC 被覆試験装置 (1,2) を安全に運転する準備のため、ガス検知器等イ
ンターロック装置、電気炉、臭化物ガス供給装置及び排気ガス処理装置を整備し、装置の試運転を行った。
平成 27 年度は、臭化物 ZrC 化学蒸着法にもとづき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した YSZ 模擬燃
料核の流動条件（原料ガス流量、流動床温度分布など）を取得するとともに、YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験を開始し、ZrC 層及び YSZ 境界面の材料特性データ（厚さ、密度、定比性など）を取得した。
平成 28 年度は、臭化物 ZrC 化学蒸着法にもとづき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した YSZ 模擬燃
料核への ZrC 層被覆試験を引き続き行い、ZrC 化学蒸着条件データ（粒子装荷量、原料ガス流量、
流動床温度分布など）を取得するとともに、YSZ 模擬燃料核 ZrC 層及び YSZ 境界面の材料特性データ（厚さ、密度、定比性など）を取得し、ZrC 化学蒸着条件との相関について検討した。
平成 29 年度は、臭化物 ZrC 化学蒸着法にもとづき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した CeO 2 -YSZ 模
擬燃料核への ZrC 層被覆試験を行い、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核 ZrC 層及び CeO 2 -YSZ 境界面の材料特性データ（厚さ、密度、定比性など）を取得し、ZrC 化学蒸着条件との相関について検討した。
3.5.2 ZrC 被覆試験装置の点検・修理、改造及び動作確認（H26）
ZrC 被覆試験装置及び構成概略図を図 3.5-1、3.5-2 にそれぞれ示す。臭化物化学蒸着法（臭化物法）による ZrC 被覆プロセスはバッチ式で、１バッチの処理に約 8 時間程度を必要とする。
原料となる模擬粒子を安定にガス中で流動させた状態を保持しつつ高温下で被覆ガスを導入し、模擬粒子表面に被覆層を化学蒸着させることにより行う。そのため装置は、アルゴン（Ar）、臭素（Br 2 ）、メタン（CH 4 ）、水素（H 2 ）の各種ガスを調整し流動床本体へ供給することができる
ガス調整装置（ガスパネル＋Br 2 ガス発生装置）、模擬粒子に化学蒸着を行う流動床本体、化学蒸着反応により発生した副生成物質であるスス、臭化水素(HBr)、H 2 ガス等を取り除く廃ガス処
理装置（バグフィルター、HBr 吸収塔、廃ガス燃焼装置）で構成されている。
本装置が採用する臭化物法の主な化学蒸着反応は、約 600℃にて臭素と金属ジルコニウム(Zr)を反応させ臭化ジルコニウム（ZrBr n (n=2,3,4)）を生成する反応：

Br2 + Zr → aZrBr4 + bZrBr3 + cZrBr2
上記反応により生成した四臭化ジルコニウム（ZrBr 4 ）とメタンにより温度 1350～1500℃でZrC を生成する反応：

ZrBr4 + CH 4 → ZrC + 4 HBrに大別され、これらにより ZrC を粒子表面に化学蒸着させる。

3.5-1

平成 26 年度は、原子力機構大洗研究開発センター応用工学建屋に設置された既存の ZrC 被覆試験装置を運転可能な状態とするため、当該装置の点検・修理を実施した。本作業においては、
ZrC 被覆層試験装置を点検して、部品交換が必要な箇所を洗い出した。部品交換などを行って試験装置を整備した後、試運転を行って正常に動作することを確認した。以上により、ZrC 被覆試
験装置の長期間にわたる休止状態から運転可能な状態にすることができた。
3.5.3 YSZ 模擬燃料核の流動条件（H27～H28）
ZrC 被覆試験装置へ装荷した YSZ 模擬燃料核の流動条件のうち、流動床温度分布、及び、ガス流量に対する粒子流動状態の取得を行った。
(1) 高温下での炉内温度分布の把握（H27）
被覆前の基礎データの１つとして、粒子が流動する領域における制御温度に対する炉内温度分
布を確認することは重要である。粒子が流動しているベッド部（スパウトベッド内の粒子部分）
は、原料・流動ガスを導入するノズルが単一（シングルノズル、ノズル口径φ3 mm）のタイプを用いて、温度分布の中心として高さ方向の温度分布を測定した。温度制御方式は、高周波コイルの出力（kW）を一定に保持し、Ar 雰囲気中で、定比 ZrC（Zr と C の原子数比が 1）を得られる温度条件である 1350℃(1)及びこれより 100℃程度高い温度領域についてそれぞれ測定した。温度測
定には熱電対を使用した。図 3.5-3 に温度分布測定結果を示す。本試験の結果として、中心温度
約 1350℃及び約 1430℃が得られ、スパウトベッド内で流動中の粒子の温度変化は各々の中心温度で最大 120℃程度であることがわかった。
(2) 粒子流動特性の把握（H27～H28）
粒子の流動状態が不安定な状態で被覆を行うと ZrC 層の健全性に悪影響を与えるため、被覆前の基礎データの１つとして粒子流動特性を把握することは重要である。ZrC 化学蒸着条件については、特に、YSZ 模擬燃料核の小径化（700 μm→500～300 μm）に対応したデータを取得していく必要がある。そこで、ZrC 被覆試験装置へ装荷した YSZ 模擬燃料核の流動条件のうち、製造時の ZrC 被覆層の破損が生じにくい安定流動状態におけるガス流量等データの取得を目的として、
粒子流動試験を行った。
平成 27 年度は、YSZ 模擬燃料核直径が 300 μm または 500 μm、装荷バッチ量が 50 g（300μm のみ）、100 g、150 g、200 g の条件において、原料・流動ガスを導入するノズルが単一（シングルノズル、ノズル口径φ3 mm）のスパウトベッドを用いて粒子流動特性を把握した。その結果、500 μm 直径の粒子では安定状態が得られたが、300 μm では得られず、ノズルから粒子が落下する事象が観察された。
そこで、平成 28 年度は、従来よりも小径化した YSZ 模擬燃料核を用いて流動特性を把握するために、以下を実施した。
まず、粒子脱落を防止する対策として、ノズル口径を小径化することとした。そのため、多孔ノズル（マルチノズル）を採用した新型のスパウトベッドを設計・製作し、ZrC 被覆試験装置に導入した。小径化したノズル口径ならびにノズル口数を決定する上で、スパウトベッドにおいてノズルから噴出するガス流量条件が、従来型シングルノズルの条件と理論上同一となるよう留意

3.5-2

した。そこで、マルチノズルの合計断面積が、口径φ3 mm のシングルノズルにおける断面積（約 0.071 cm2）と同一となるよう、ノズルの口径と口数を決定することとした。また、マルチノズルの口数と配置を決定する上で、粒子の流動状態の安定性ならびに粒子上への被覆層の化学蒸着の均一性を考慮し、流動ガスの流れ方向に対して軸対称となる口数及び配置となるように設計することとした。また、定比 ZrC（Zr と C の原子数比が 1）を得られる被覆温度である 1350℃(1)を確実に得られるように、粒子が流動しているベッド部（スパウトベッド内の粒子部分）を中心とする高さ方向の温度分布が、平成 27 年度に取得した温度分布測定データ（図 3.5-3）と同等となるようにするため、マルチノズル型スパウトベッドの傾斜角度（60°）、最大口径（φ42.0 mm）、ならびに素材（メカニカルカーボン(株)製等方性黒鉛 MC-4333）は、従来のシング
ルノズル型スパウトベッドと同一に設定した。以上の方針に従って、マルチノズル型スパウトベッドを設計した結果、ノズル口数及び口径が、φ1.5 mm 及び 4 孔のノズルを設定できた。以上のように設計した新型スパウトベッドのうち、４孔タイプの概略図を、図 3.5-4 に示す。
また、新型の 4 孔マルチノズル型スパウトベッドを用いた粒子流動試験を実施し、常温非加熱
ならびに実際の ZrC 被覆温度（1350℃）の両方において、流動ガス（Ar、又は ZrC 被覆温度において H2 ガス）を用いて、ノズルからの粒子落下がないこと、ならびに、粒子流動状態を把握した。常温非加熱下における Ar による流動試験においては、YSZ 模擬燃料核として、ニッカトー
社製 YTZ ボール（直径φ400 μm、ロット No. ZCP-04P05）を用いて、1 バッチの重量は実際のZrC 被覆試験と同一の 100 g に設定した。その結果、いずれのスパウトベッドにおいても、被覆試験の昇温前における YSZ 模擬燃料核の投入時点において、Ar 流動ガスの流量を 8～12 L/minの範囲に設定すればよいことを把握できた。
次に、実際の ZrC 被覆温度（1350℃）に昇温した条件下での流動試験においては、流動ガスにAr、又は ZrC 被覆工程における流動ガスである H 2 を使用した。YSZ 模擬燃料核は同じく、ニッカ
トー社製 YTZ ボールを用いて、直径はφ400 μm（ロット No. ZCP-04P05）に設定した。1 バッチの重量は同じく 100 g に設定した。本試験においては、高温下における粒子の流動状態を可視化するため、ZrC 被覆試験装置上部へ CCD カメラを設置した。
図 3.5-5 に粒子流動特性の模式図を示す。流動ガス流量の上昇に伴い、粒子の流動状態として大きく 2 つの状態；①安定：粒子流動が安定した状態（Normal Spouting）、②激しい流動：壁面衝突を伴い激しく流動（Violent Spouting）あるいはピストン運動（Slagging）した状態、に分類した。また、YSZ 模擬燃料核投入時における流動ガスは Ar とし、昇温前の開始流量は、非加熱における試験で得られた 8 L/min に設定した。また、昇温時においては、スパウトベッド内
温度が最終的に定比 ZrC 被覆条件である約 1350℃で一定となるように調整した。粒子流動状態の観察は、スパウトベッド内温度が 1350℃に到達後において実施すると共に、流動ガスを Ar から H 2 へ切り替え、継続して観察を実施した。
新型のマルチノズル型スパウトベッドのうち、4 孔ノズルを用いた流動試験の結果を表 3.5-1に示す。その結果、定常被覆温度においては、Ar ガス流量 8 L/min においては、激しい（Violent spouting または slugging の）流動状態であることが分かった。また、ガス流量を 8
L/min に維持したまま、流動ガスを Ar から H 2 へ切り替えた場合においては、（切り替え直後より H 2 ガスのより大きい吸熱によって炉内温度が一時的に低下するものの、その後、定常被覆温度に回復した後に、）安定な流動状態が得られることを確認した。また、H 2 ガスによる流動にお3.5-3

いて、流量を 9 L/min に増加させる方向においては、安定な流動状態からやや激しい状態に移行を開始し、さらに、流量 10 L/min 以上においては、激しい流動状態となることが分かった。また、H 2 ガス流量を 8 L/min から減少させる方向においては、安定な流動が得られる最低流量は 6
L/min と分かった。なお、本試験の実施中ならびに流動ガスの切り替え操作の前後において、ノズルからの粒子の落下、あるいは流動しない状態はいずれも観察されなかった。以上の結果から、
定常被覆温度下においては、いずれのスパウトベッドを用いる場合においても、安定な流動状態を得るには H 2 流動ガスの流量を 8 L/min に設定すればよいことを把握できた。
3.5.4 YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験及び特性評価（H27～H28）
平成 27 年度から 28 年度にかけて、臭化物 ZrC 化学蒸着法にもとづき、ZrC 被覆試験装置へ装荷した YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験を実施した。ZrC 層被覆試験で得られた ZrC 層及びYSZ 模擬燃料核境界面の特性評価として、厚さ、密度、定比性のデータを取得した。また、平成
28 年 度 は 、 ZrC 被 覆 粒 子 の 走 査 透 過 型 電 子 顕 微 鏡 （ Scanning Transmission Electron
Microscope: STEM）)観察を実施した。
(1) YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験（H27～H28）
YSZ 模擬燃料核表面が被覆ガスにより暴露されることにより、YSZ 組成成分（Zr, O）が ZrC 被覆に影響する可能性が考えられる。これについて、熱化学平衡計算（FactSage5.5）による検討を行った。解析においては、基材として YSZ 模擬燃料核、被覆ガス及び温度の条件として定比
ZrC 被覆条件を以下のように設定した。
基材：10%Y 2 O 3 + 90%ZrO 2 (1 mol)
被覆ガス： ZrBr 4 + CH 4 + H 2 (10 : 10 : 1600 mol)
被覆温度・圧力： 1000 ～ 1600℃、1 atm
解析の結果を横軸に被覆温度、縦軸にモル数として図 3.5-6 に示す。ZrC 以外の副生成物として ZrBrx(x=2,3)、Brx(x=1,2)、H 2 O、HBr が認められるものの、YSZ の主成分である ZrO 2 のモル
数はほとんど減少しないことが分かった。以上のことから、YSZ は ZrC 被覆ガスの暴露下においても殆ど分解せず、ZrC 生成への影響は小さいと考えられる。
上記にもとづき、YSZ 模擬燃料核上への定比 ZrC 層の被覆試験を実施した。本研究で実施した
ZrC 被覆試験条件を表 3.5-2 に示す。本試験では、設定した定比 ZrC 被覆条件により定比性の良い ZrC 層を取得可能であることの再現性を確認することを目的とした。そのため、被覆温度を定比 ZrC が得られる 1350℃(1) に設定するとともに、これまでに実績のあるシングルノズル型スパウトベッドを適用し、YSZ 模擬燃料核直径を 700 μm に設定して試験を実施した。その結果、取得した ZrC 被覆粒子の外観写真及び断面写真を図 3.5-7 及び図 3.5-8 にそれぞれ示す。
(2) ZrC 層及び YSZ 境界面の材料特性評価（H27～H28）
ZrC 層被覆試験で得られた ZrC 層及び YSZ 境界面の材料特性として、厚さ、密度、定比性のデータを取得するとともに、ZrC 被覆粒子の STEM 観察を実施した。

3.5-4

①

ZrC 厚さ従来の SiC 被覆燃料粒子においては、SiC 層の厚さを測定する方法として非破壊的な X 線透過法とその他の方法として投影機により測定する方法が用いられてきた (2)。X 線透過法と投影機による測定結果は、ZrC 層定比性の影響によらず非常によく一致することが分かっている (3)。そこで本研究では、投影機（プロジェクター、Nikon V-12）を使用して ZrC 被覆粒子 50 個あたりのZrC 層厚さ測定を行った。ZrC 厚さは、x 方向及び y 方向の ZrC 被覆粒子直径の平均値（n=50）と、同様に求めた YSZ 模擬燃料核直径の平均値（n=50）の差より算出した。測定結果を表 3.5-3に示す。その結果、YSZ 模擬核上において取得した ZrC 層の厚さは、約 14～21 μm であった。
②

ZrC 密度及び定比性
ZrC を YSZ 模擬燃料核に直接被覆した ZrC 層の定比性を求める方法として、焙焼重量法を適用した。焙焼重量法は、ZrC 層を焙焼することにより酸化ジルコニウム ZrO 2 とし、試験前後の重量変化から Zr 及び C の含有量を算出する方法である。C の含有量は焙焼前後の ZrC 層の重量変化から算出されるため、YSZ 模擬燃料核に直接 ZrC 層を被覆した（熱分解炭素(Pyrolitic carbon:
PyC)を含まない）粒子を用いることができる。なお、焙焼重量法による ZrC 定比性測定値の誤差の見積もりについては、先行研究 (2) で実施していた誘導結合プラズマ-発光分光分析法（Ioncoupling plasma-atomic emission spectroscopy: ICP-AES）＋酸化燃焼-赤外吸収法との比較試
験を平成 27 年度に実施し、95%信頼区間における精度（±0.015）が同程度であることを確認している。
焙焼重量法における、ZrC 被覆粒子試料の ZrC 定比性及び ZrC 密度の測定は、以下の手順で行った。まず、加熱酸化処理として、ZrC 被覆粒子試料、ならびに基材試料である YSZ 模擬燃料核を用いて、焙焼重量法にもとづき、加熱炉により加熱酸化処理し、得られた数値から ZrC 定比性を算出した。測定の繰り返し回数は 3 回とした。次に、重量・体積測定として、加熱酸化処理した ZrC 被覆粒子試料、ならびに基材試料について、天秤、ピクノメータにより、重量ならびに体積をそれぞれ測定し、得られた数値から ZrC 密度を算出した。測定の繰り返し回数は 3 回とした。
測定フローを図 3.5-9 に示す。
測定機器として、電気炉（ヤマト科学

FO30）、天秤（A＆D

GH-202）、ピクノメータ三商

ゲーリュサック型 3 ml）を使用した。また、測定条件として、試料量 4 g、加熱条件として温度850℃、3 時間を設定した。加熱酸化処理後の ZrC 層の除去においては、角に 2 mm 程度の穴の開いたバットを用いて、焙焼後の ZrC 被覆粒子試料から ZrC 層を除去した。脆くなった ZrC 層と基材試料を分離し、基材試料のみバットの穴を通過させ捕集した。
粒子密度、ZrC 密度、定比性（C/Zr 比）の計算式は、以下を用いた。

3.5-5なお、Zr の質量数を 91.22、O 2 の質量数を 32、C の質量数を 12.01 とした。
焙焼重量法を適用した ZrC 定比性測定結果を表 3.5-4 に、粒子密度の測定結果を表 3.5-5 に、ZrC 密度の測定結果を表 3.5-6 にそれぞれ示す。ZrC 被覆バッチ No.ZrC-15-2003 及び ZrC-162001 については、同一バッチについて n-3 の試験を 2 回実施した。
以上により、YSZ 模擬燃料核を用いた試験では、定比性約 0.94～0.95、密度約 6.23～6.63
g/cm3の定比性の良い ZrC 層を取得することができ、設定した定比 ZrC 被覆条件についての再現性を確認することができた。
(3) YSZ 模擬燃料核/ZrC 境界部分の透過型電子顕微鏡観察（H27～H28）
YSZ 模擬燃料核に ZrC 被覆したバッチ(ZrC-16-2001)及び、それにコンパクト焼成を模擬した
熱処理(1800℃1 時間保持)を施したもの(ZrC-16-2001HT)の計 2 バッチ、各々1 粒子から透過型電子顕微鏡（Transmission Electron Microscope: TEM）試料を 1 個ずつ作製し、TEM/STEM 観察・分析を行った。
TEM 試料の作製においては、被覆粒子を機械研磨にて赤道面まで削り、機械研磨面を Ar イオ
ンでミリングし、最終的には収束イオンビーム(Focused ion beam: FIB)加工により断面 TEM 試料を作成した (4)。ZrC-16-2001 については ZrC 層と YSZ 模擬燃料核は結合していたため、YSZ 模
擬燃料核/ZrC 層の界面を含む領域の TEM 試料を作製することができたが、ZrC-16-2001HT については、YSZ 模擬燃料核/ZrC 層は全周に渡って剥離しており、その間隙も全周に渡って大きかった
ため、YSZ 模擬燃料核を含む TEM 試料の作製はできなかった。ただし、ZrC 層の内表面は含めた。
STEM 観察に用いた装置は、HD-2700 Cs-STEM(日立ハイテク製)である。観察時の温度は室温、加速電圧は 200 kV で実施した。
図 3.5-10 に STEM 明視野像を示す。図 3.5-10(a)に示すように、熱処理前(ZrC-16-2001)の界面及び YSZ 模擬燃料核・ZrC 層の微細構造は、平成 27 年度に観察を行った ZrC-06-2007 とほぼ同じであった。即ち、YSZ 模擬燃料核/ZrC 層境界にはポアが存在するものの結合しており、ZrC
層は極めて微細な(50-200 nm 程度)結晶から成っていた。一方、熱処理後(ZrC-16-2001HT)は上記のように YSZ 模擬燃料核と ZrC 層は完全に剥離していた。また、図 3.5-10(b)に示すように、
ZrC 結晶は数μm 程度まで成長していた。
3.5.5 CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試験及び特性評価（H29）
CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 被覆試験条件を表 3.5-2 に示す。本試験では、平成 28 年度までに YSZ 模擬燃料核で再現性を確認した定比 ZrC 被覆条件において、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上へ定比性の良い ZrC 層を取得可能であることを確認することを目的とした。そのため、被覆温度を定比
ZrC が得られる 1350℃(1) に設定するとともに、4 孔マルチノズル型スパウトベッドを適用し、
YSZ 模擬燃料核直径を 400～440 μm に設定して試験を実施した。目標被覆厚さを 10 μm に設定するため、目標被覆時間を 75 分に設定した。取得した ZrC 被覆粒子の外観写真及び断面写真を

3.5-6

図 3.5-11 及び図 3.5-12 にそれぞれ示す。また、得られた ZrC 被覆粒子について、X 線回折を行った。その結果を図 3.5-13 に示す。ZrC の回折ピークが得られたことから、ZrC の蒸着を確認することができた。その一方で、基材の成分である Ce と Zr の混合酸化物の回折ピークも同時に得られた。
(1) 特性評価①

ZrC 層厚さ
ZrC 層厚さは、YSZ 模擬粒子と同一の方法で、投影機を使用して行った。その測定結果を表

3.5-3 に示す。ZrC 層の厚さ目標値 10 μm に対して得られた結果は、約 3～18 μm であった。以上により、蒸着条件のうち被覆時間との関係から ZrC 層被覆層の成長速度は、最高で約 0.13μm/min と分かった。
②

ZrC 密度及び定比性
ZrC 密度及び定比性についても、YSZ 模擬粒子と同一の方法である焙焼重量法により測定した。

ZrC 定比性測定結果を表 3.5-4 に、粒子密度の測定結果を表 3.5-5 に、ZrC 密度の測定結果を表
3.5-6 にそれぞれ示す。C/Zr 比は、n=3 の平均値として約 0.97（ZrC-CY-2009）であることが分かった。また、ZrC 密度については、n=3 の測定値として 5.07 g/cm3(ZrC-CY-2009）であることが分かった。
以上により、ばらつきは大きいものの、定比性の良い ZrC 層を取得することができ、設定した定比 ZrC 被覆条件についての再現性を確認することができた。
③

透過型電子顕微鏡観察
CeO 2 -YSZ 模擬燃料核に ZrC 被覆したバッチ(ZrC-CY-2001)の STEM 観察・分析を行った。図3.5-14 に示すように、ZrC 層は基板である CeO 2 -YSZ 模擬燃料核と結合していた。ただし、CeO 2 YSZ 模擬燃料核の最表面は剥離していた。また、ZrC 層/CeO 2 -YSZ 模擬燃料核境界に隙間・ボイドが多い。図 3.5-14 に示すように、ZrC 層中には CeO 2 -YSZ 模擬燃料核の破片が巻き込まれたと思われる領域が存在し、その領域ではボイドが多いが、遊離炭素が多い ZrC 層に特徴的な黒い層状の構造は観察されなかった(図 3.5-10(a)参照)。従って、ZrC 層自体は C/Zr 比が 1 に近い高品質のものであると推測される。
上記バッチにコンパクト焼成を模擬した熱処理(1800℃、1 時間保持)を真空中で施したところ、
ZrC 被覆粒子は黒鉛容器に強く固着した。ピンセットで摘出したが、ZrC 層を含む領域を見つけ出すことができなかった。
なお、平成 29 年度に行った透過型電子顕微鏡観察のすべてのデータを付録「A2. ZrC 被覆粒
子の微細構造観察及び分析」に収録する。
(2) 特性評価を通じた ZrC 被覆層の高品質化に向けた考察
本研究では、基材の成分である Ce と Zr の混合酸化物の回折ピークも同時に得られた。CeO 2 YSZ 模擬燃料核表面が被覆ガスにより暴露されることにより、組成成分のうち Ce が ZrC 被覆に影響した可能性が考えられる。これについて、熱化学平衡計算（FactSage5.5）による検討を行3.5-7

った。解析においては、基材として YSZ 模擬燃料核、被覆ガス及び温度の条件として定比 ZrC 被覆条件を以下のように設定した。
基材：37%CeO 2 +14%Y 2 O 3 + 49%ZrO 2 (1 mol)
被覆ガス： ZrBr 4 + CH 4 + H 2 (10 : 10 : 1600 mol)
被覆温度・圧力： 1000 ～ 1600℃、1 atm
解析の結果を横軸に被覆温度、縦軸にモル数として図 3.5-15 に示す。低温域から被覆温度領域（1300℃）において、ZrC 以外の副生成物として CeBr 3 が認められる。以上のことから、Ce の一部が ZrC 被覆層内に含まれてしまった可能性がある。これを防止する有効な対策として、燃料核への ZrC 直接被覆の前段に、熱分解炭素（PyC）層を被覆する方法が考えられる。PyC 層は化学的に安定で、燃料核と臭化物法の成分の直接的な接触を防止できる。また、ZrC は、遊離酸素に起因する CO ガスと化合（ZrC(s)+2CO(g)→ZrO 2 (s)+3C(s)）する特性も有しており (5)、ZrC 層の内側に PyC 層が存在しても、ZrC 層の遊離酸素ゲッターとしての機能に影響しないと考えられる。以上の方法を採用することで、燃料核へ直接被覆した ZrC 層をより高品質化できると見込まれる。
3.5.6 まとめPuO 2 -YSZ 燃料核を模擬した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上へ ZrC 被覆試験を実施し、厚さ 8～18 μmの ZrC 層と被覆時間の相関から被覆速度を取得できた。これにより、厚さの ZrC 層と被覆時間の相関から被覆速度を取得できたことで、これまで YSZ 模擬核（700 μm）で最適化してきた定比
ZrC 被覆条件（温度、ガス流量、CH 4 /Br 2 比、被覆速度）の中でも、小径化核に対応した被覆速度を見出すことに成功した。その結果、従来よりも小径（直径約 400 μm）の CeO 2 -YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆に成功した。また、ZrC 層被覆の前段にて熱分解炭素層を被覆する方法で ZrC 層をより高品質化できる見通しを得た。
参考文献(1) S. Ueta, et al., "Fabrication of uniform ZrC coating layer for the Very High
Temperature Reactor Fuel", J. Nucl. Mater. 376, 146–151 (2008).
(2) 植田祥平，相原純，安田淳，石橋英春，茂住泰寛，沢和弘，湊和生，“革新的高温ガス炉燃料としての ZrC 被覆燃料粒子の製造及び検査技術開発”，表面, 46(4), 222-232 (2008).
(3) 平成 18 年度文部科学省

革新的原子力システム技術開発公募事業「革新的高温ガス炉燃

料・黒鉛に関する技術開発」成果報告書、平成 19 年 3 月、日本原子力研究開発機構(4) J. Aihara, S. Ueta, A. Yasuda, H. Ishibashi, T. Takayama, K. Sawa and Y. Motohashi,“TEM/STEM Observation of ZrC-Coating Layer for Advanced High-Temperature GasCooled Reactor Fuel” J. Am. Ceram. Soc. 90 (2007) 3968-3972.
(5) Minato et al., J. Nucl. Mater. 252,13(1998).

3.5-8

表 3.5-1

4 孔スパウトベッド・模擬粒子流動試験結果（ZrC-16-1003、流動床温度条件 1350℃、
YSZ 模擬燃料核(ZCP-04P05)、バッチ量 100 g）

流動用

ガス流量

Ar 流量

Total 流量ガス種類

(流動用 FI-(ﾊﾟｰｼ用 FI-(流動用＋ﾊﾟ(FI-103)

103)

106)

ｰｼﾞ用)

-

L/min

L/min

L/min

-

Ar

6

2

8

激しい流動、流動中心がずれている

H2

6

2

8

安定流動

H2

6

2

8

安定流動

H2

6

2

8

安定流動

H2

6

2

8

安定流動

H2

7

2

9

安定流動、流動が激しくなっている

H2

8

2

10

激しい流動、流動中心がずれている

H2

9

2

11

激しい流動、流動中心がずれている

H2

10

2

12

激しい流動、流動中心がずれている

H2

5

2

7

安定流動

H2

4

2

6

安定流動

流動具合

表 3.5-2 YSZ 模擬燃料核ならびに CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上への定比 ZrC 被覆試験条件
模擬核基材の材質

YSZ 模擬燃料核CeO 2 -YSZ

高周波コイル高さ

130 mm

130 mm

シングルノズルタイプ

マルチノズルタイプ

内径 41.9 mm、開き角 60°、

内径 41.9 mm、開き角 60°、

深さ 26.8 mm

深さ 26.8 mm

ノズル内径 3 mm、孔数 1

ノズル内径 1.5 mm、孔数 4

ニッカトー YTZ ボール

原燃工製作 CeO 2 -YSZ

φ0.7 mm

φ0.4 – 0.44 mm

装荷量 100 g

装荷量 100 g

被覆温度

1350℃

1350℃

ガス流量

流動用 Ar：6 L/min

流動用 Ar：6 L/min

被覆用 Ar：2 L/min

被覆用 Ar：2 L/min

被覆用 H 2 ：4.5 L/min

被覆用 H 2 ：4.5 L/min

被覆用 CH 4 ：0.1 L/min

被覆用 CH 4 ：0.1 L/min

被覆用 Br 2 （Ar キャリア）：被覆用 Br 2 （Ar キャリア）：1.5 L/min

1.5 L/min

90 min75 min（下部ヒータ上面から）スパウトベッド

基材粒子

被覆時間

3.5-9

表 3.5-3 投影機による ZrC 厚さ測定結果(H27～29 年度)
バッチ No.

粒子直径の平均

粒子直径の標準

基材粒子直径の被覆層の平均値値(n=50)

偏差

平均値 (投影器

LT (Dav.-

1･2 回目)dav.)/2(D1+D2)/2（D1，D2 は直径）
ZrC-15-2003

0.753 mm0.056 mm0.724 mm0.014 mm

ZrC-16-2001

0.767 mm0.030 mm0.724 mm0.021 mm

ZrC-CY-2001

0.443 mm0.019 mm0.426 mm0.008 mm

ZrC-CY-2002

0.481 mm0.036 mm0.445 mm0.018 mm

ZrC-CY-2003

0.477 mm0.023 mm0.454 mm0.012 mm

ZrC-CY-2006

0.465 mm0.019 mm0.451 mm

0.007 mm

ZrC-CY-2007

0.450 mm0.015 mm0.434 mm0.008 mm

ZrC-CY-2009

0.471 mm0.015 mm

0.461 mm0.005 mm

ZrC-CY-2010

0.460 mm0.024 mm0.454 mm0.003 mm

表 3.5-4 ZrC 定比性測定結果(H27～29 年度)
バッチ No.

焙焼温度

n1

n2

n3

平均

範囲 R

(C/Zr)

ZrC-15-2003①

850℃

0.93

0.94

0.95

0.94

0.02

ZrC-15-2003②

850℃

0.92

0.94

0.96

0.94

0.04

ZrC-16-2001①

850℃

0.96

0.95

0.96

0.96

0.01

ZrC-16-2001②

850℃

0.95

0.95

0.95

0.95

0.01

ZrC-CY-2001

850℃

-0.22

-0.32

-0.16

-0.23

0.16

ZrC-CY-2002

850℃

1.21

1.45

1.14

1.27

0.31

ZrC-CY-2003

600℃

0.66

0.67

0.61

0.64

0.05

ZrC-CY-2006

850℃

0.85

0.76

0.74

0.79

0.11

ZrC-CY-2007

700℃

0.87

0.87

0.89

0.88

0.02

ZrC-CY-2009

850℃

1.08

0.94

0.89

0.97

0.19

ZrC-CY-2010

850℃

0.30

0.30

0.32

0.31

0.01

※消し線を付した数値については、測定不良につき無効と判断し除外した。

3.5-10表 3.5-5 粒子密度測定結果(H27～29 年度)
バッチ No.

焙焼温度

n1

n2

n3

平均

範囲 R

(g/cm3)

ZrC-15-2003①

850℃

6.08

6.11

6.09

6.09

0.03

ZrC-15-2003②

850℃

6.13

6.11

6.11

6.12

0.02

ZrC-16-2001①

850℃

6.03

6.09

6.09

6.07

0.06

ZrC-16-2001②

850℃

6.11

6.11

6.09

6.10

0.02

ZrC-CY-2001

850℃

5.96

5.91

5.89

5.92

0.07

ZrC-CY-2002

850℃

5.53

5.47

5.54

5.51

0.07

ZrC-CY-2003

600℃

5.67

5.69

5.70

5.69

0.03

ZrC-CY-2006

850℃

5.62

5.70

5.71

5.68

0.09

ZrC-CY-2007

700℃

5.89

5.86

5.85

5.87

0.05

ZrC-CY-2009

850℃

5.95

5.96

5.97

5.96

0.02

ZrC-CY-2010

850℃

5.90

5.92

5.93

5.92

0.02

被覆前 CeO 2 -YSZ 模

-

6.01

6.03

6.02

6.02

0.02

850℃

6.21

6.28

6.28

6.26

0.07

平均

範囲 R

擬燃料核
被覆前 CeO 2 -YSZ 模
擬燃料核

表 3.5-6 ZrC 密度測定結果(H27～29 年度)
バッチ No.

焙焼温度

n1

n2

n3
(g/cm3)

ZrC-15-2003①

850℃

6.62

6.75

6.52

6.63

0.23

ZrC-15-2003②

850℃

7.17

6.94

6.69

(6.69)(-)

ZrC-16-2001①

850℃

5.77

6.25

6.24

6.08

0.48

ZrC-16-2001②

850℃

6.44

6.25

6.19

6.30

0.25

ZrC-CY-2001

850℃

3.65

3.33

3.57

3.52

0.33

ZrC-CY-2002

850℃

3.92

4.05

3.81

3.93

0.24

ZrC-CY-2003

600℃

3.87

3.81

3.73

3.80

0.14

ZrC-CY-2006

850℃

3.95

4.01

3.99

3.98

0.06

ZrC-CY-2007

700℃

4.89

4.67

4.64

4.73

0.24

ZrC-CY-2009

850℃

5.19

4.99

5.05

5.07

0.20

ZrC-CY-2010

850℃

3.67

3.66

3.72

3.68

0.06

※ZrC 理論密度（6.73 g/cm3）より高い測定値は除外し、平均値と範囲に括弧を付す。
※消し線を付した数値については、測定不良につき無効と判断し除外した。

3.5-11図 3.5-1 ZrC 被覆試験装置

図 3.5-2 ZrC 被覆試験装置の構成概略図

3.5-12

原料ガスの流れ

スパウトベッド入口

図 3.5-3 温度分布測定結果

図 3.5-4 マルチノズル流動床（4 孔）の概略図

3.5-13

スパウトベッド

安定

側壁衝突

噴流

粒子が側壁に衝突

上下に激しく流動

吹上がっ
た粒子の
軌跡
粒子の
かさ高さ
スパウトベッドノズル
噴流のない流動
側壁衝突なし図 3.5-5 粒子流動特性の模式図

図 3.5-6 FactSage5.5 による熱化学平衡計算結果

3.5-144 mm(a)20 倍2 mm(b)40 倍図 3.5-7(1/2) ZrC 被覆粒子の外観写真（ZrC-16-2001）

3.5-15

1 mm(c)80 倍図 3.5-7(2/2)

ZrC 被覆粒子の外観写真（ZrC-16-2001）(a)100 倍
図 3.5-8(1/2) ZrC 被覆粒子の断面写真（ZrC-16-2001）

3.5-16

(b)400 倍(c)1000 倍
図 3.5-8(2/2) ZrC 被覆粒子の断面写真（ZrC-16-2001）

3.5-17

ZrC 被覆粒子試料

粒子採取量 4g

重量,体積測定

加熱酸化処理焙焼 850℃ 3 時間

ZrC 層除去

基材試料重量,体積測定

ZrC 定比性ZrC 密度
図 3.5-9 ZrC 定比性及び密度の測定フロー

3.5-18図 3.5-10 YSZ 模擬燃料核/ZrC 境界部分の STEM 暗視野像, (a) ZrC-06-2007, (b) ZrC-06-2016

3.5-19図 3.5-11 ZrC 被覆粒子の外観写真（ZrC-CY-2001）

図 3.5-12 ZrC 被覆粒子の断面写真（ZrC-CY-2001）

3.5-20積分強度 (cps・deg)

強度 (cps)

4.0e+004

2.0e+004

0e+00040

40

3.5-21( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
( Ce0.1 Zr0.9 ) O2
( C 0 1 Z 0 9 ) O2

( Ce0.1 Zr0.9 ) O2
( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
Zr C(( Ce0.1
Ce0.1 Zr0.9
Zr0.9 )) O2
O2
Zr C(( Ce0.81
Zr0.19) O2
Ce0.1 Zr0.9
) O2
Zr C
(( Ce0.1
Ce0.1 Zr0.9
Zr0.9 )) O2
O2

Zr C

Zr

ZrC

( Ce0.1) O2
Ce0.81Zr0.9
Zr0.19) O2

6.0e+004
Zr C

Zr C

8.0e+004( Ce0.1 Zr0.9 ) O2
Zr C
( Ce0.81 Zr0.19 ) O2(( Ce0.1
Ce0.1 Zr0.9
Zr0.9 )) O2
O2( Ce0.1 Zr0.9 ) O2

( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
( Ce0.1) O2
Ce0.1 Zr0.9
Zr0.9((Ce0.81
Zr0.19) O2) O2( Ce0.1 Zr0.9 ) O2

( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
Ce0.1 Zr0.9
Zr0.9 ))O2O2((Ce0.1( Ce0.1 Zr0.9 ) O2

( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
( Ce0.1 Zr0.9 ) O2

( Ce0.81 Zr0.19 ) O2
( Ce0.1 Zr0.9 ) O2

1.0e+005(Ce0.1, Zr0.9)O2(Ce0.81, Zr0.19)O2

Cerium Zirconium Oxide, ( Ce0.1 Zr0.9 ) O2, 01-077-8787
Zirconium Carbide, Zr C, 00-035-0784
Cerium(IV) zirconium oxide, ( Ce0.81 Zr0.19 ) O2, 01-075-9468

0.0e+000

4e+0043e+0042e+0041e+0046080100

2θ (deg)6080100

図 3.5-13 CeO 2 -YSZ 模擬核上へ被覆した ZrC の X 線回折パターン

図 3.5-14 CeO 2 -YSZ 模擬核上へ被覆した ZrC 層の STEM 暗視野像(ZrC-CY-2001)

図 3.5-15 CeO 2 -YSZ 模擬核と ZrC 臭化物化学蒸着法の熱化学平衡計算結果

3.5-22

3.6 研究推進
定期的にプロジェクト会議を開催して情報交換と進捗確認を行うとともに、研究代表者の下で研究者間の連絡を密にして研究を推進した。


第 1 回プロジェクト会議開催日

平成 29 年 7 月 3 日(月) 10-12 時

場所

ICONE25 会場ラウンジ(上海国際コンベンションセンター)

出席者

10 名

主な議題 各テーマ進捗状況、学会発表内容


第 2 回プロジェクト会議開催日

平成 29 年 8 月 30 日(水) 10-12 時

場所

JAEA 東京事務所第 2 会議室（富国生命ビル 26 階）

出席者

10 名

主な議題 各テーマ進捗状況、学会発表内容


第 3 回プロジェクト会議開催日

平成 29 年 12 月 8 日(金) 13-15 時

場所

JAEA 東京事務所第 2 会議室（富国生命ビル 26 階）

出席者

10 名

主な議題 各テーマ進捗状況、報告書作成について

メール審議
上記以外にも適宜メールにての審議を実施した。

3.6-1

４．結言
4.1

セキュリティと安全の定量的な評価

4.1.1

高温ガス炉の核セキュリティ評価

Pu 燃焼高温ガス炉においては燃料製造工程における Pu 燃料盗取が最大の脅威と考えられる。
このことから Pu 燃料製造工程案を設計し、10 のターゲットセットと各々のターゲットセットに対するプロテクトセットを提案するとともに、2 つのプロテクトセットについて敵対者の行動シナリオ案を作成した。作成した Pu 燃料製造工程におけるターゲットセットを対象に、VAI 解析を行って接近性・脆弱性に関する評価を行った。この評価結果を用いた、特定の建屋扉からの入域には入域検査装置を経由させる改造、及び各建屋を直接接続させて建屋間配管と建屋間扉を廃する改造に基づき、Pu 燃料製造工程のセキュリティ性向上のために物理的防護システム再設計を行った。
高温ガス炉プラントの FP 放出に繋がる可能性のある妨害破壊行為の Fault Tree を作成し、VAI解析を適用してターゲットセットを抽出した。なお、FP 源としては Pu 燃料からの被膜破損により漏洩する FP、及びヘリウム純化系に蓄積された FP を想定した。燃料母材が化学的に不活性なYSZ のため、使用済み燃料はターゲットとしての魅力度が低いことから、その盗取は脅威から除外した。手段も考慮した VAI 解析では、3 つのシナリオの全てにおいて、1～4 層のいずれかの障壁の防護に成功することで FP の大気放出を防げることが分かった。手段を考慮した VAI 解析では、得られた防御すべきエリアと妨害破壊行為手段のターゲットセットは 12 セットであった。
手段を考慮せずエリアへの侵入のみを考慮した VAI 解析では、得られた防御すべきエリアのター
ゲットセットは 4 セットであった。
4.1.2

深層防護に基づく核セキュリティと安全の定量的評価

全ての強制冷却が喪失する事故時の炉心冷却性能を評価して、核セキュリティ起因の事象に対しても Pu 燃焼高温ガス炉の安全性が高いことを定量的に示した。具体的には、冷却喪失後に、空気侵入による酸化発熱が加わった場合を想定し、酸化発熱量及び輻射率をパラメータとして評価した結果、1600℃を大きく超えないことを示した。通常の冷却喪失事故に加えて、より厳しくなる酸化反応を加えたセキュリティ起因の事故であっても、炉心損傷には大きな余裕がある事がわかった。
Pu 燃焼高温ガス炉との比較評価を行うため、使用済 PWR 燃料の「直接処分シナリオ」、「軽水炉
MOX シナリオ」、「軽水炉 ROX シナリオ」の 4 シナリオを評価対象とした。核拡散過程全体を通した物質魅力度と Pu 存在量の積で示される統合評価値は、取り出し後数百年以降に 4 シナリオともに上昇し、使用済燃料中の Pu の核拡散リスクの上昇を意味するが、HTGR シナリオは他のケースに比べリスクははるかに小さいことが定量的に示された。これにより Pu 燃焼炉としての HTGR
は、Pu 処分やバックエンドの観点からも有望なオプションとなりうることが示された。

4-1

4.2 セキュリティ強化型安全燃料の成立性評価と炉心核熱設計
4.2.1

燃料成立性評価

Pu 燃焼高温ガス炉を実現するためには、高燃焼度における被覆燃料粒子の健全性確保は重要な課題である。被覆燃料粒子の内圧破損は、高燃焼度における被覆燃料粒子の主な破損機構の 1 つであり、本研究では高燃焼度においても内圧破損を起こさない被覆燃料粒子の設計を行った。設計の参考にした Deep Burn 炉の被覆燃料粒子の燃料直径は 300 µm 程度であるが、本研究では、PuO 2 -YSZ 燃料核の製造性の観点から 400 µm に設定した。核分裂に伴い燃料核から放出される遊離酸素量を計算し、それを捕獲するために必要な ZrC 層の厚さを 10 µm に設定した。その外側のバッファ層、O-PyC 層、SiC 層、I-SiC 層の厚さは、国内で製造実績がある高燃焼度被覆燃料粒子の厚さと同じに設定し、ワイブル関数を用いて燃焼度に対する SiC 層の破損割合を計算した。その結果、炉心燃焼計算を行って得た取出し燃焼度 625 GWd/t において、SiC 層の破損割合は許容値以下であり、高燃焼度で内圧破損を起こさない被覆燃料粒子の設計を提示することができた。
4.2.2

炉心核熱設計Pu 燃焼高温ガス炉の核熱成立性を 90 カラム炉心（出力：600 MWth）及び 132 カラム炉心（出力：400 MWth）について検討した。90 カラム炉心にはサンドウィッチシャッフリング（300 日×
2 バッチ）、132 カラム炉心には軸方向 4 バッチシャッフリング（430 日×2 バッチ）を導入し、それぞれ炉心燃焼計算及び燃料温度計算を行って、核熱成立性を評価した。その結果、90 カラム炉
心については、炉停止余裕、反応度温度係数、及び燃料温度は設計要求を満たし、炉心の核熱成
立性を確認した。また、取出し時の Pu-239 残存率は炉心装荷時の 14.4%となった。132 カラム炉
心についても、炉停止余裕、反応度温度係数、及び燃料温度は設計要求を満たし、炉心の核熱成
立性を確認した。取出し時の Pu-239 残存率は装荷時の 3.1%であり、当初目標としていた 5%よりも残存率を低くすることができた。
平成 27 年「長期エネルギー需要見通し」と整合するように、2025 年から軽水炉新設により発電容量を維持し、高温ガス炉の導入は 2030 年から始まる導入シナリオを策定した。高温ガス炉の炉型は、燃料交換によりそれぞれウラン燃料炉心及びプルトニウム燃料炉心（Pu 燃焼高温ガス炉）を構成することができる。導入する高温ガス炉の炉型が GTHTR300 の場合、最大で 56 基の Pu 燃
焼高温ガス炉が導入され、最終的には、ウラン燃料炉心 101 基、Pu 燃焼高温ガス炉 8 基が導入される。導入する高温ガス炉の炉型がコジェネを目的とした GTHTR300C の場合、Pu 燃焼高温ガス炉は最大で 72 基導入され、最終的には、ウラン燃料炉心 161 基、Pu 燃焼高温ガス炉 12 基が導入される。また、製造する水素を運輸に用いることで日本の CO 2 削減目標値の 8.9%、工業・住宅に用いることで 3.4%に相当する量の削減が期待できる。
4.3

プルトニウム燃焼高温ガス炉の安全評価

Pu 燃焼高温ガス炉の崩壊熱の評価を SWAT コードを用い手行った。その結果、Pu 燃焼高温ガス
炉の崩壊熱は、従来のウランを燃料とする高温ガス炉と比べて、原子炉停止後 100 時間程度までは小さいことが分かった。Pu 燃焼高温ガス炉のための安全解析手法の整備を図り、90 カラム、熱出力 600 MWth のプルトニウム燃焼高温ガス炉について、炉心核熱設計により定められた原子炉/

4-2

炉心諸元に対して減圧事故を対象に安全解析を実施し、燃料温度及び圧力容器温度を評価した。
その結果、燃料温度及び圧力容器温度が制限値を満足していることが示され、600 MWth の原子炉設計が安全評価上成立していることが確認できた。
4.4

セキュリティ強化型安全燃料の試作と製造検討

Pu の模擬物質として Ce を用いた模擬 3S-TRISO 燃料の製造試験等に供するため、CeO 2 -YSZ 模
擬燃料核の試作試験を継続して実施し、目標を満足する製造条件を得た。得られた製造条件により、CeO 2 -YSZ 模擬燃料核製造試験を実施し、約 1 kg の CeO 2 -YSZ 模擬燃料核粒子の製造を完了
し、PuO 2 -YSZ 燃料核製造が可能であることを示した。
TRISO粒子の各被覆層の厚さの微調整を目的とした試作試験を継続的に実施した。被覆時のガ
ス流量等、最適な被覆条件を見出し、ZrCが被覆されたCeO 2 -YSZ模擬燃料核を用いてTRISO被覆粒子製造試験を実施し、ZrC層を含む5層の被覆層を持つ3S-TRISO被覆粒子の製造が可能なことを実証した。
試作した 3S-TRISO 被覆粒子を用いてオーバーコート法により黒鉛マトリックスをコーティン
グした上で温間成型及び熱処理を行い、3S-TRISO 模擬燃料コンパクトを試作した。試作した 3STRIS 模擬燃料コンパクトの金相試料を作成、観察測定し、コンパクト成形後も被覆層が維持されていることを確認した。
検査技術については、PuO 2 -YSZ燃料核及び3S-TRISO被覆粒子の検査手法を検討し、従来法だけ
ではなく例えば光学的異方性因子OPTAFへのエリプソメトリー法などの新規手法も適用可能であることを確認した。また、3S-TRISO被覆粒子の具体的な検査技術開発として、被覆層厚さ，被覆
層密度，外観，直径，断面金相の検査技術開発を行い、従来法だけでなく被覆層厚さの新規手法として検討した金相試験法(金相試験－画像解析法)も適用可能であることを確認した。また、被覆層密度については液浸置換法が適していると考えられる。
4.5

ZrC 層被覆試験と特性評価

流動条件のうち、定比 ZrC 定常被覆温度下の流動状態について、流動ガスに Ar ならびに H 2 ガスを用いて、YSZ 粒子直径 400 μm、粒子装荷量 100 g の条件で、ガス流量 8 L/min において製造時の被覆層の破損が生じにくい安定流動状態を得た。また、YSZ 模擬燃料核への ZrC 層被覆試
験について、被覆温度約 1350℃、粒子装荷量 100 g の条件において実施し、被覆層厚さ約 21 μm の ZrC 層の取得に成功し、定比 ZrC 被覆条件の再現性を確認した
PuO 2 -YSZ 燃料核を模擬した CeO 2 -YSZ 模擬燃料核上へ ZrC 被覆試験を実施し、厚さ 8～18µm のZrC 層と被覆時間の相関から被覆速度を取得した。これにより、厚さの ZrC 層と被覆時間の相関から被覆速度を取得できたことで、これまで YSZ 模擬核（直径約 700 μm）で最適化してきた定比 ZrC 被覆条件（温度、ガス流量、CH 4 /Br 2 比、被覆速度）の中でも、小径化核に対応した被覆速度を見出すことに成功した。その結果、従来よりも小径（直径約 400 μm）の CeO 2 -YSZ 模擬燃料
核への ZrC 層被覆に成功し、PuO 2 -YSZ 燃料核への ZrC 被覆が可能なことを実証した。

4-3

4.6 研究推進
定期的にプロジェクト会議を開催して情報交換と進捗確認を行うとともに、研究代表者の下で研究者間の連絡を密にして研究を推進した。
4.7 今後の展開
今後、本事業で実証した不活性母材を用いた模擬燃料核製造技術、従来に比べて小径の模擬燃料核に対する ZrC 被覆技術、並びに TRISO 被覆技術をベースとし、実燃料を用いた PuO 2 -YSZ 燃料
核 ZrC/TRISO 被覆燃料粒子の製造、製造した燃料を用いた照射試験及び照射後試験の実施により、Pu 燃焼高温ガス炉の燃料製造技術を確立することができる。
PuO 2 -YSZ 被覆燃料粒子については、内圧破損の観点からは 600 GWd/t を超える燃焼度の達成に見込みを得たが、内圧破損以外の被覆燃料粒子の破損機構である、Pd 腐食及び燃料核移動についても、検討を行う必要がある。
核分裂に伴い燃料核から放出される遊離酸素分圧は、酸素分子と同モル数の ZrC を燃料核に被覆することでゼロにできることが、本事業で行った熱化学平衡論に基づく検討で示された。ZrC 被覆は被覆燃料粒子の内圧抑制に非常に有効な方法であると見込まれるが、実験を行って確認する必要がある。
模擬燃料核への被覆に成功した ZrC 被覆は、Pu 燃料だけではなく U 燃料の高燃焼度化にも内圧破損防止の観点から有効である。そこで、比較的近い将来に実現できる可能性のある、U 燃料や
MOX 燃料を装荷する高燃焼高温ガス炉についても、ZrC 被覆燃料粒子の導入による高燃焼度炉心の検討を行いたい。

4-4

A1. 平成 29 年度までの外部発表実績(1)

M Goto, K. Demachi, S. Ueta, M. Nakano, M. Honda, Y.Tachibana, Y. Inaba, J. Aihara,
Y. Fukaya, N. Tsuji, M.Takahashi, Y. Saiki, K. Hayato, K. Kunitomi, K. Ohashi, K.
Kitagawa, K. Okamoto, Conceptual Study of a Plutonium Burner High Temperature Gascooled Reactor with High Nuclear Proliferation Resistance, Proceedings of Global
2015, pp.507-513, Paris, September 2015.

(2)

出町和之，宮野廣，荒井滋喜，木村祥紀，寺尾憲親，鈴木美寿，成宮祥介，西田誠志，原子力安全からみた核セキュリティ，日本原子力学会 2015 年春の年会，茨城大学，2015 年 3 月．

(3)岡本孝司，國富一彦，大橋一孝，北川健一，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュ
リティ強化型安全燃料開発 (1）全体概要，日本原子力学会 2015 年秋の大会，静岡大学，
2015 年 9 月．

(4)

出町和之，Jonathan POLI，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリテ
ィ強化型安全燃料開発 (2）高温ガス炉における核セキュリティ評価，日本原子力学会 2015
年秋の大会，静岡大学，2015 年 9 月．

(5)

後藤実，植田祥平，相原純，深谷祐司，稲葉良知，橘幸男，國富一彦，岡本孝司，プルトニ
ウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (3）燃料設計と炉心核熱設計，日本原子力学会 2015 年秋の大会，静岡大学，2015 年 9 月．

(6)

中野正明，大橋一孝，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (4）安全解析のための崩壊熱の検討，日本原子力学会 2015 年秋の大会，静岡大学，2015 年 9 月．

(7)

本田真樹，齋木洋平，北川健一，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュ
リティ強化型安全燃料開発 (5）模擬燃料の試作と製造検討，日本原子力学会 2015 年秋の大会，静岡大学，2015 年 9 月．

(8)後藤実，稲葉良知，深谷裕司，植田祥平，相原純，橘幸男，國富一彦，プルトニウム燃焼高温ガス炉の燃料設計及び炉心核熱設計，日本保全学会第 13 回学術講演会，神奈川県立かな
がわ労働プラザ，2015 年 7 月．

(9)岡本孝司，國富一彦，大橋一孝，木下英昭，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュ
リティ強化型安全燃料開発 (7)開発目標と進捗，日本原子力学会 2016 年秋の大会，久留米
シティプラザ，2016 年 9 月．

(10) 出町和之，ポリ ジョナサン，佐川渉，近藤雅裕，エルカン ネジェット，岡本孝司，プルト
ニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (8)セキュリティと安全の定量的な評価，日本原子力学会 2016 年秋の大会，久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(11) 近藤雅裕，佐川渉，Chai, Penghui，Wu, Yang，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (9)グラファイトの輻射特性に関する実験的評
価開発目標と進捗，日本原子力学会 2016 年秋の大会，久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(12) 後藤実，植田祥平，稲葉良知，相原純，深谷祐司，橘幸男，國富一彦，岡本孝司，プルトニ
ウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (10)燃料内圧及び炉心
核特性の評価，日本原子力学会 2016 年秋の大会，久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(13) 中野正明，大橋一孝，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化

A1-1

型安全燃料開発 (11)減圧事故時の原子炉温度挙動解析，
日本原子力学会 2016 年秋の大会，
久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(14) 本田真樹，齋木洋平，木下英昭，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュ
リティ強化型安全燃料開発 (12)3S-TRISO 燃料の試作と製造検討，日本原子力学会 2016 年
秋の大会，久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(15) 植田祥平，相原純，橘幸男，國富一彦，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現する
セキュリティ強化型安全燃料開発 (13)ZrC 被覆試験と特性評価，日本原子力学会 2016 年秋の大会，久留米シティプラザ，2016 年 9 月．
(16) Yang Wu, Penghui Chai, Wataru Sagawa, Masahiro Kondo, Koji Okamoto, Investigationof nuclear Graphite Emissivity Behaviors at Various Temperatures and Oxidation
degrees, Proceedings of HTR 2016, pp.308-314, Las Vegas, November, 2016.
(17) Penghui Chai, Yang Wu, Wataru Sagawa, Masahiro Kondo, Koji Okamoto, Experimental
Research of Graphite Behavior Under the Air Ingress Accident Condition of High
Temperature Gas-cooled Reactor, Proceedings of HTR 2016, pp.308-314, Las Vegas,
November, 2016.
(18) 中野正明，プルトニウム燃焼高温ガス炉の研究開発状況，日本原子力学会中部支部第 64 回
原子力エネルギーシステム研究委員会，富士電機株式会社本社，2017 年 2 月．
(19) Koji Okamoto, Development of Security and Safety Fuel for Pu-Burner HTGR — Conceptof Pu-burner HTGR, The 25th International Conference On Nuclear Engineering,
Shanghai, July 2017.
(20) Minoru Goto, Shohei Ueta, Jun Aihara, Yoshitomo Inaba, Yuji Fukaya, Yukio Tachibana,
Koji Okamoto, Development of Security and Safety Fuel for Pu-Burner HTGR — Design
Study of Fuel and Reactor Core, The 25th International Conference On Nuclear
Engineering, Shanghai, July 2017.
(21) Masaaki Nakano, Kazutaka Ohashi, Koji Okamoto, Development of Security and Safety
Fuel

for

Pu-Burner

Depressurization

HTGR

Accidents,—
The

Preliminary
25th

ReactorInternational

SafetyAnalyses

Conference

On

under
NuclearEngineering, Shanghai, July 2017.
(22) Yohei Saiki, Masaki Honda, Masashi Takahashi, Koichi Ohira, Koji Okamoto,Development of Security and Safety Fuel for Pu-Burner HTGR — Study on 3S-TRISO
Fuel Fabrication, The 25th International Conference On Nuclear Engineering,
Shanghai, July 2017.
(23) Shohei Ueta, Jun Aihara, Minoru Goto, Koji Okamoto, Development of Security and
Safety Fuel for Pu-Burner HTGR — Test and Characterization for ZrC Coating, The
25th International Conference On Nuclear Engineering, Shanghai, July 2017.
(24) Kazuyuki Demachi, Jonathan Poli, Koji Okamoto, Development of Security and Safety
Fuel for Pu-Burner HTGR — Evaluation on Security and Safety, The 25th International
Conference On Nuclear Engineering, Shanghai, July 2017.
(25)岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (14)目

A1-2

的、進捗と今後の展開，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(26)出町和之，ポリ ジョナサン，佐川渉，近藤雅裕，エルカン ネジェット，岡本孝司，プルトニ
ウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (15)プルトニウム高温ガ
ス炉に係る枢要区域同定解析，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(27)佐川渉，Wu Yang，Chai Penghui，岡本孝司，近藤雅裕，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (16)グラファイトの空気侵入時過渡事象に関する実験的評価，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(28)Yang Wu, Wataru Sagawa, Penghui Chai, Masahiro Kondo, Koji Okamoto, Development ofSecurity and Safety Fuel for Pu-burner HTGR (17)Numerical Study on the Transient
Oxidation of Nuclear Graphite under Air Ingress Conditions, 日本原子力学会 2017 年
秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(29)後藤実，稲葉良知，植田祥平，相原純，深谷祐司，橘幸男，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温
ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (18)燃料設計および炉心設計，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(30)中野正明，大橋一孝，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (19)反応度異常事象の予備解析，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(31)齋木洋平，本田真樹，高橋昌史，大平幸一，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現するセキュリティ強化型安全燃料開発 (20)3S-TRISO 燃料の試作と製造検討，日本原子力学会 2017 年秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.
(32)植田祥平，相原純，橘幸男，國富一彦，岡本孝司，プルトニウム燃焼高温ガス炉を実現する
セキュリティ強化型安全燃料開発 （21）ZrC 層被覆試験と特性評価，日本原子力学会 2017 年
秋の大会，北海道大学，2017 年 9 月.

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