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熱起電力法による鋳造 2 相ステンレス鋼の熱時効評価法の原子力発電所実機適用性の検討
Examination of Applicability of Thermoelectric Power Measurement for
Thermal Aging Evaluation of Cast Duplex Stainless Steel to Real
Components in Nuclear Power Plants
上坊寺

克郎 (Katsuo Joubouji) ＊要約 加圧水型原子力発電所の 1 次冷却材管等に使用されている鋳造 2 相ステンレス鋼は熱時効によって機械的特性が変化することが知られており, 原子力安全システム研究所 (INSS) では,
熱起電力法を用いた熱時効の非破壊評価手法の研究を実施してきた. その中で, 加速熱時効材における測定結果から熱時効による機械的特性の変化と熱起電力の間には相関があり, 熱起電力の変化の要因は熱時効に伴う組織変化であることを確認している. 本研究では, これまで用いてきた熱起電力測定装置による原子力発電所の 1 次冷却材管の熱起電力測定を試みた. その結果, 1 次
冷却材管の熱起電力は概ね, -2.2〜-2μV/℃の範囲に収まり, それは加速熱時効材において成立するフェライト量と時効パラメータの積と熱起電力の関係と誤差の範囲内で一致した. また, 現
場測定により得られた熱起電力を加速熱時効材の熱起電力と衝撃値の関係に当てはめると, 衝撃値の変化は熱時効により想定される衝撃値の最大変化の約 40%に相当した.
キーワード
Abstract

熱起電力, 熱時効, 鋳造 2 相ステンレス鋼, 1 次冷却材管
It is known the mechanical properties of cast duplex stainless steel, which is used

for main coolant pipes of pressurized water reactor type nuclear power plants, change due to thermal
aging. Non-destructive evaluation method for thermal aging using thermoelectric power measurement
has been studied in INSS. And it has been found that there was some relation between mechanicalproperties and thermoelectric power in the case of accelerated aging sample and change inthermoelectric power was caused by change in microstructure due to thermal aging. In this study,
n-site measurement of thermoelectric power of a main coolant pipe with the measurement device
which has been used in a laboratory was carried out. As a result, thermoelectric power of the main
coolant pipe was almost measured within the range from -2.2 to -2μV/℃, and that was corresponding
to the relation of accelerated aging samples between thermoelectric power and the product of ferrite
content and aging parameter considering the standard error. Moreover, applying the measured
thermoelectric power to the relation of accelerated aging samples between thermoelectric power andimpact value, change in the impact value of the pipe seemed to be corresponding to about 40% of the
maximum change assumed by thermal aging.
Keywords

thermoelectric power, thermal aging, cast duplex stainless steel, main coolant pipe

1. はじめにの濃度が元の組成より高い Cr リッチ相が生成し, これによりフェライト相の硬さが上昇し, 靭性が低下

加圧水型原子力発電所の 1 次冷却材管や 1 次冷却材すると考えられている (1)(3)(4) . 従って, この組織変化

ポンプケーシングで使用されている鋳造 2 相ステン

を非破壊的に検出することができれば, 材料の劣化

レス鋼の機械的特性は, 300℃〜450℃の高温に長期を評価することが可能になると考えられる.

(1)(2). 鋳造 2

原子力発電所の高経年化対策においては, 加速試

相ステンレス鋼の熱時効では, フェライト相内でス

験データに基づく熱時効評価とそれに基づく健全性

ピノーダル分解による相分離が徐々に進行し, Fe 原

評価から, この劣化現象が進行しても配管の健全性

子の濃度が元の組成より高い Fe リッチ相と Cr 原子に影響を与えないとされている(5). そこで, 原子力安間さらされると熱時効によって劣化する＊(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

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全システム研究所 (INSS) では加速試験データに基づ盤を装備した制御部, データロガーとしての PC の 3

く熱時効評価の妥当性を実機測定により確認するたつから構成されている. 測定部に装備された 2 つのめ, 熱時効の非破壊評価手法の研究を実施してきた

電極 (ホットチップとコールドタッチ) には銅を使用(6)〜(12). 鋳造 2 相ステンレス鋼の熱時効による材料物している. 測定中, ホットチップは 40℃に保持され性の変化を検出する手法として, 超音波音速測定法

た状態で駆動機構により下降・上昇し, 材料との接(13)

触時に約 30 N の力で材料表面に押しつけられる. コー(ヤング率の変化を検出), 電気抵抗法 (電気抵抗率の変化を検出), SQUID 法(14)(透磁率などの磁気特(15)

ルドタッチは, 室温すなわち材料表面の温度とほぼ(析出物に起因し等しくなっている. 2 点間の温度差ΔT をホットチッ

た点欠陥を検出) および熱起電力法(16) (熱起電力の変プとコールドタッチの中にそれぞれ埋め込んだ白金化を検出) の 5 種類を選び, これらを実機適用の観点

測温抵抗体により検出し, 電位差ΔＶをホットチッから比較検討して熱起電力法が最適であると判断しプとコールドタッチから引き出した導線により検出性の変化を検出), 陽電子消滅法(6)

た . そして, 実機適用を考慮した熱起電力測定装置
を製作し

(10)

し, 測定系内部で生じる熱起電力の影響を補正して,, 加速熱時効させた鋳造 2 相ステンレス

材料の熱起電力を算出する. 算出される値は材料と鋼供試材を用いて, 熱起電力と機械的特性の関係を電極である銅の熱起電力の差であり, また, 材料の実験的に調べた. その結果, 熱時効による延性脆性

温度により熱起電力は変化するので, 材料の平均温

遷移温度や衝撃値の変化と熱起電力の間には相関が度が 20℃である時の値に換算している.

あり(8)(10), 熱起電力から衝撃値を評価できることを確認している(11). また, Fe-Cr-Ni 3 元モデル合金材を用いて, 熱時効により熱起電力が変化するメカニズ
ムを検討し, スピノーダル分解によるフェライト相内の Cr 濃度変調がその要因であることを確認した(7)(9)(10). さらに, 鋳造 2 相ステンレス鋼中の添加元素と熱起電力の関係について検討し, 未時効時の熱起図1

熱起電力測定の原理

図2

熱起電力測定装置(10)電力を材料組成から評価する方法を見出した(12).
本研究では, これまでの研究に用いてきた熱起電力測定装置の実機適用性の調査を目的として, 当該装置を原子力発電所の 1 次冷却材管に取り付け, 熱起電力の現場測定を試みた. そして, そこで得られた測定値とこれまでに求められている加速熱時効材の結果を比較した. なお, 比較に際しては, 熱起電力法の実機適用を既に実施した EDF (仏) の手法(16)を一部採用した.

2. 実験方法
2.2
2.1

熱起電力の現場測定手順

熱起電力の測定原理
熱起電力の現場測定は, (１) 装置取付位置の清掃,

図 1 に示すように温度の異なる 2 つの電極を異種金(２) 装置の設置・取付・固定, (３) 測定・記録採取,

属の材料表面に押し当てると 2 点間の温度差ΔT のた(４) 測定位置の変更の順に行った. 測定部の 2 つのめゼーベック効果により熱電位差ΔV が発生する. 熱電極と配管表面の間に異物が入り込むと測定が正常起電力法では, この両者を測定する. ここで, 熱起に実施できないため, 測定部の取付位置 (電極の接触

電力(thermoelectric power, TEP )は, ΔV/ΔT で定義

部) をアセトンで拭いた後に, 測定部を取り付け, ラッ

され, μV/℃で表される.

シングベルトで配管に固定した. ラッシングベルト(10)を図 2 に示す.

による固定は, 測定位置の変更の度に実施する必要

測定装置は, 電極を装備した測定部と計器類と制御がある. 図 3 に測定装置をセッティングした状況を本研究で用いた熱起電力測定装置

227

示す. なお, 配管表面については, アセトンによる拭き取り以外の処理は実施していない.
熱起電力を測定した箇所の系統上の位置を図 4 に示す. 測定箇所は図 5 に示す通りで, 天井を 0°として, 周方向角度 90°, 180°, 270°
および 330℃の近辺の 4 箇所である. 図 6 は, 配管の真下に当たる 180°近辺に測定部を取り付けた時の様子である. なお,
対象配管はフェライト量が 10.8％の鋳造 2 相ステン
レス鋼の直管である.
測定条件は実験室における加速熱時効材の測定と同等で, 配管表面にホットチップを押し当ててから 5秒間保持した後の 15 秒間の測定 (サンプリング周期

図51 Hz) を 3 回繰り返して 1 点の測定とし, ホットチッ

測定箇所 (天井を0°として､ 90°､ 180°､ 270°
および330°
付近の 4 箇所)

プを 0.5 mm ずつ移動させて計 20 点の測定とした. これを測定位置毎に実施した.

図6

測定装置 (測定部) の取付例 (180°付近)

3. 実験結果と考察
図3

測定装置のセッティング

3.1

熱起電力の測定結果

90°, 180°, 270°
および 330°
付近の 4 箇所での熱起電力の測定結果を図 7 に示す. 図 7 の左は各位置の各点での熱起電力であり, 右は測定結果全体のヒストグラムである. 90°
付近における測定値は他の場合より値の変動が大きく, 正の方向へシフトしているが,これを除くと, 測定箇所による違いは大きくなく,
概ね, -2.2〜-2μV/℃の範囲に収まった. また, 4 箇
所 (計 74 点) の測定における標準偏差は 0.14μV/℃となり, 実験室における加速熱時効材の測定時 (0.05
μV/℃前後) に比べるとやや大きくなったが, これは全測定点の内で大きく変動した数点の影響である.
なお, 図 7 においてデータが欠落している点があるのは, 2 相ステンレス鋼の熱起電力として明らかに異図4

測定箇所の系統上の位置

常と判断できる値が指示された場合であり, それら

228

図7

熱起電力の測定結果

は測定失敗として結果には含めていない. 測定失敗の原因は不明であるが, 実験室における測定でも極(３)

めて稀であるが同様の事象が発生したことがあった.
実験室では, その時点で測定を最初からやり直し,

ここで, ％Si, ％Cr, ％Mo は材料中の Si, Cr, Mo のほとんど再発しないことから, 恒常的な原因ではな濃度である. p は式 (2) より,いと判断している.
(４)

3.2

加速熱時効材に対する測定結果との比較となる. 例えば, Q＝24 kcal/mol の材料を時効温度 3

熱時効材の熱起電力は, フェライト量とアレニウ
ス型の時効パラメータに対して, 以下のような関係(17)にあることが報告されている.

20℃で 260,000 時間 (稼働率を 100％として約 30 年)時効させた場合は, p ＝ 4.36 となる.
これまでに測定した 78 個の加速熱時効材における熱起電力と時効パラメータの関係は式 (１) に当ては

(１)

めると図 8 のようになった. 図 8 の横軸は時効条件とここで, ferrite：フェライト量 (％), p：時効パラメー

材料組成から決定できるため, この図から熱時効しタ, A, B は定数. なお, 時効パラメータ p は以下をた時の熱起電力を推定することが可能となる. なお,

満たす

(18)

.

予測される熱起電力の標準誤差は 0.20μV/℃となった. 今回の対象では p ＝ 3.84 となり, 加速熱時効材の測定結果から得られた定数 A, B を用いて, 式 (１)(２)

から熱起電力を推定すると-2.19μV/℃となり, 測定
ここで, time：時効時間 (h), temp：時効温度 (K),値 (-2.06μV/℃) に近い値となった (図 8 中の赤点).

-3

Q ： 活 性 化 エ ネ ル ギ ー (kcal/mol) , R=8.31 × 10

加速熱時効材で成立する関係が実機において成立(kJ/mol ･ K) ：気体定数である. これは, 時効温度

しない場合, 加速熱時効材の測定結果に基づいた熱

temp (K) において time (h) だけ熱時効させた状態が,時効評価を実施することは困難となるが, 今回の結p

400℃ (=673 K) における 10 (h) の熱時効の状態に相果は実機においても加速熱時効材における関係が成当することを表している. なお, 活性化エネルギー Q

立したと考えられ, 加速熱時効材に基づく熱時効評には以下の式を用いた

(18)

.

価手法が妥当であることを示唆する結果である.

229

図8

3.3

熱時効材の熱起電力と時効パラメータの関係 (加速熱時効材と今回の現場測定結果)

熱起電力による衝撃値評価とされている. そこで, F 8 と F 15 について, H 3 T
モデルから予測される衝撃値の下限を KCVmin とし,前節において, 加速熱時効材における熱起電力と測定結果を最小 2 乗法により式 (５) に適用して得ら

時効パラメータの関係が実機でも成立したので, 今れた関係が図 9 の青と緑の実線である. なお, 点線

度は加速熱時効材における熱起電力と衝撃値の関係

はそれらの実線を標準偏差 (F 8, F 15 共に 11 J/cm 2)に今回の測定結果を当てはめる. 加速熱時効材におの 2 倍だけ上下にシフトさせた結果である.

ける関係は図 9 のようになっている. なお, 時効温

今回の対象のフェライト量は 10.8％であるので,

度 (最長時効時間) は 350℃ (1 万時間), 400℃ (1 万その熱起電力と衝撃値の関係が F 8, あるいは F 15 と時間), 450℃ (300 時間) であり, 衝撃値は 325℃に同じになるとみなすことはできないが, 両者の間における値である. 図 9 において, 青と緑の点はそれあることは容易に推定される. そこで, F 8 と F 15 にぞれ加速熱時効材 F 8 (遠心鋳造, フェライト量

おける関係を以下のようにフェライト量で比例させ7.3％) と F 15 (遠心鋳造, フェライト量 14.6％) におて得られる結果 (図 9 の橙の実線) を今回の対象における測定結果を示している
ライト量から H 3 T モデル

(11)

(19)

. 一方, それらのフェける関係と仮定し, 衝撃値を評価することにした.

により予測される熱時効が完了した時の衝撃値の下限 (予測値から標準偏差の2 倍を引いた値) はそれぞれ 149 J/cm 2 と 55 J/cm 2 と(６)

なる. なお, F 8 と F 15 の組成は表 1 の通りである(6).
また, 熱時効材の熱起電力と衝撃値の間には, 次のような関係が成り立つことが報告されている

(16)

.

式(6)から衝撃値の下限は 104 J/cm 2 となり, フェライト量から H 3 T モデルにより予測される今回の対象の衝撃値の下限 93 J/cm 2 に近い値となっている. なお,(５)

今回の対象配管の未時効時の熱起電力を測定することは不可能であるが, その材料組成から-2.52μV/℃

ここで, KCV は衝撃値である. また, KCVmin は熱と計算することができる (12) . 即ち, 今回の対象は,時効が完了した時の衝撃値, KCVmax は未時効時の衝

熱時効により熱起電力が-2.52μV/℃から-2.06μV/

撃値, S は熱時効に対する材料の感受性, TEP 50％ は℃に変化したと推定され, これらを式 (６) に当ては衝撃値が未時効時の 50％になる時の熱起電力であり,めると, 衝撃値は 316 J/cm 2 から 232 J/cm 2 に変化し

熱時効材の実験データから統計的に導出される定数

たことになる. 熱時効が完了した時に 104 J/cm 2 にな

230

表1
名称

加速熱時効材 F8､ F15 の組成(6)化学組成 (wt％)

C

Si

F8

0.047

0.79

F15

0.039

1.07

図9

Mn

Mo

フェライ
ト量 (％)

P

S

Cr

Ni

0.90

0.026

0.017

18.85

10.67

2.22

7.3

0.84

0.023

0.008

18.80

9.28

2.14

14.6

熱時効材の熱起電力と 325℃ における衝撃値の関係

るとすれば, この変化により熱時効による衝撃値の材の熱起電力と衝撃値の関係に当てはめると,2最大変化 (316-104=212 J/cm ) の内の約 40％が完了し衝撃値の変化は熱時効により想定される衝撃値

たことになる. 即ち, 今回の対象については, 熱時の最大変化の約 40％に相当した.

効が現在進行中であるが事前に予測されている範囲
内の変化に収まっていると推定できる.

これらにより, これまでの研究に用いてきた熱起電力測定装置の実機適用が可能であることを確認で

4. まとめこれまでの研究に用いてきた熱起電力測定装置を

きた.

文献

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