第６回 原子炉圧力容器に対する供用期間中の破壊靭性の確認方法等の技術評価に関する検討チーム 資料６－４に対するコメント
令和２年８月７日（一社）日本電気協会
原子力規格委員会
標記につきましては，第６回検討チーム会合資料６－４の技術評価書案に対するコメントを以下の通り取りまとめましたので回答いたします。
○技術評価書案に対するコメント
104, 105 ページ ： 5.まとめ(技術評価書案記載事項)【破壊靭性確認試験方法 2016，参照温度試験方法の規制における適用性についての課
題等を記載】（コメント No.1）
JEAC4206-2016 の供用状態 C，D の PTS 評価（クラッド下亀裂，破壊靭性遷移曲線，高温予荷重効果，亀裂伝播停止評価含む）に関して適用性を判断することは時期尚早であるという判断は理解いたしましたが，他の部分に関しては，概ね妥当と評価されているようですので，供用状態 C，D の評価は 2007 年版によるという要件を付け，それ以外の部分はエンドースし，併せて，JEAC4216-2015 を要件付きでエンドースする方向で検討して頂くことを要望いたします。

23 ページ ： 4.1.9 (3) ①(技術評価書案記載事項)
破壊靭性確認方法 2016 は、一般評価の場合の欠陥の方向について母材及び溶接金属
とも軸方向としている。変更理由に記載する「（解説-RF-4221-4）一般評価に用いる最大仮想欠陥」には「溶接金属の最大仮想欠陥の方向については，軸方向継手及び周方向継手
ともに溶接欠陥の KI 値が若干高めとなるため，内面近傍に想定した最大仮想欠陥の非延性破壊を評価する一般評価では，母材と同様に軸方向欠陥を想定することとした。」としているが、「溶接継手の周方向の残留応力が軸方向よりも内面近傍で若干高めとなる技術
1

根拠は示されていない。欠陥の方向を軸方向としたことについては、技術的妥当性の説明が必要である。

（コメント No.2）「溶接継手の周方向の残留応力が軸方向よりも内面近傍で若干高め」となる傾向は，図 49-1（正しくは図 4.1.9-1 と付番すべきと思われます）に示されていますので，ご参照願います。

31 ページ ： 4.1.11 (3) ② 1) (a)(技術評価書案記載事項)
日本電気協会は、T0 式の信頼下限を 5%としていることに関し、KIc 式から T0 式への変更に伴う実プラントでの値の変化を比較するために、破壊靭性遷移曲線のうち、PTS 状態遷
移曲線 KI に接する付近の KJc = 70MPa√m での遷移温度 T70 を比較した。その結果、大部分のプラントで T0 式による T70 の方が高い値となっており、保守的であることを確認しているとしている（図 4.1.11-1 参照）。

（コメント No.3）
図 4.1.11-1 は，To 式に対する検討結果ではなく，Tr30 式に対する検討結果であり，記載すべき場所が異なります。なお，To 式ならび，Tr30 式に関わらず， 5%信頼下限を採用した理由
は，第４回検討チーム会合資料 4-2 で説明していますので，ご参照願います。

52 ページ ： 4.1.11 (3) ② 1) (c)(技術評価書案記載事項)
正規分布とした場合、2σに相当する T-To＞約 40℃の裾の範囲でマスターカーブ法に比べて確率密度が下回っており、・・・（中略）・・・。ΔRTNDT 予測値は脆性遷移曲線を右移動するときに使うものであり、ベースになる考え方が異なっているといえる。正規分布の 2σと同程度のマージンを確保するには、マスターカーブ法の累積確率を 0.05 より小さな値とする必要がある。

（コメント No.4）

2

各パラメータのばらつきに対する信頼下限は，必ずしも同等に設定する必要はないと考えます。したがって，破壊靭性データのばらつきに対して，異なるパラメータである脆化予測におけるΔRTNDT に対するばらつきの 2σに合わせる必要はないと考えます。

53 ページ ： 4.1.11 (3) ② 1) (c)(技術評価書案記載事項)
中性子照射後の破壊靭性データを使用した Wallin の評価方法を用いた評価結果では、

KIc 式の圧延材の破損確率（下回る確率）は 2.7%であるのに対し、T0 式は 4.1%と高くなっている。また、圧延材は、鍛鋼品及び溶接金属と傾向が異なる（表 4.1.11-4 参照）。

（コメント No.5）
表 4.1.11-4 は，To 式ではなく，Tr30 式に対する結果であり，記載すべき場所が異なります。

53 ページ ： 4.1.11 (3) ② 1) (d)(技術評価書案記載事項)「RF-4222 破壊靭性遷移曲線の設定」の To に基づく破壊靭性遷移曲線の設定において・・・（中略）・・・。(c)で述べたように温度軸についてマスターカーブ法の信頼下限 5%と置き換えた正規分布での片側 45%信頼幅は同じではないので、係数 1.65 の採用については更なる妥当性の説明が必要である。また，σM の値は、Tr30 式で用いる Mp の算出において用いる 24℃であり、係数 1.65 を含めて今後の検討が望まれる。

（コメント No.6）
図 4.1.11-4 では，マスターカーブ法の温度方向の平均値と分散を同じとした正規分布に置き換えた場合のグラフが示されていますが，両者の確率分布には必ず差が生じますので，
4.1.11(3)②1)(c)で記載されたことは，このような正規分布に置き換えた場合の一例に過ぎません。このような状況から，JEAC4206-2016 で設定した Mk については，メジアンから評価上重要となる 5%信頼下限までの温度差が一致するような正規分布に置き換えるとともに，モンテカルロ計算等により妥当性を確認しています。

3

54 ページ ： 4.1.11 (3) ② 1) (d)(技術評価書案記載事項)

Mk の算出式 （Mk = 1.65×{ (σM2＋σTo2＋σ2)1/2－σM }‥(12)式）はσM を含む二乗和平方根の値からσM を引いており、σTo2＋σ2＜3σM2 の範囲では｛ ｝内の値がσM よりも小さくなる。数値を代入すると、σTo ＞40.5℃の場合にのみσM より大きなマージン Mk となるので誤差の算出方法としては妥当とはいえず、σTo の値によっては算出式を変えるなど、今後の検討が望まれる。

（コメント No.7）
第３回検討チーム会合参考資料 3-3 の回答（２）b.にも記載のとおり，Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線を使用する場合，破壊靭性のばらつきに対して 5%信頼下限で評価しますが，脆化予測を行う場合には，更に予測に伴う不確実さ（予測誤差）を考慮する必要があり，その付加するマージンとして Mp を設定しています（図 7-1 参照）。また，マスターカーブの To に基づく破壊靭性遷移曲線を使用する場合には，破壊靭性データ数等に応じた To の誤差が含まれます
ので，これも考慮したマージンとして Mk を設定しています。誤差伝播の法則から，温度に換算したマスターカーブの破壊靭性のばらつき（σM ）に，脆化予測に伴う不確実さ（σ）及び To の誤差（σTo )が付加された場合の破壊靭性のばらつきは，√(σM2+σTo2＋σ 2)で表されます。したがって，5%信頼下限（メジアン＋1.65σ）の破壊靭性遷移曲線を使用する際に付加すべきマージン Mk は，5%信頼下限を使用することによるばらつき（1.65σM )を差し引いた 1.65×{√(σM2+σ2To＋σ 2)-σM }となります。このように，本来の破壊靭性データのばらつきは 5%信頼下限で評価することとしており，Mk は，脆化予測と To の誤差を考慮するための追加のマージンとして設定していますので，Mk はσM より大きくする必要はありません。（添付資料－１）

4

図 7-1 脆化予測による予測誤差を考慮したマージン（Mp）

56，57 ページ ： 4.1.11 (3) ② 2) (a)(技術評価書案記載事項)
母集団がワイブル分布に従う場合、データは直線状に分布するが、図 4.1.11-6 の a)圧延材のデータは、必ずしも直線上に分布していない。また、データの位置が a)圧延材と b)
鍛鋼品及び c)溶接金属では、縦軸で１程度のずれがある。これは、ワイブル分布の位置パ
ラメータ等に補正されるべき値が存在することを示唆していると考えられる。

（コメント No.8）

Tr30 式は，マスターカーブそのものではなく，Tr30 で規格化するとともに，高照射領域のデー
タでΔTt を設定していますので，Tr30 式に対する破壊靭性データの比率により示した図 4.1.116 では形状母数 4 のワイブル分布に従うとは限りません。しかしながら，評価に使用する 5%信頼下限では，データに対して保守的であることから，Tr30 式を評価に使用できるものと判断しています。

60 ページ ： 4.1.11 (3) ② 2) (b)(技術評価書案記載事項)
5

ΔTt 決定に使用した破壊靭性データの照射量の下限を低くすると圧延材以外のΔTt が小さくなるということは、ΔTt に照射量依存性があり、また、圧延材とそれ以外との間で傾向が異なるということであり、照射量が 5×1019n/cm2 を超える将来予測に用いるのは適切とはいえず、今後の検討が必要である。

（コメント No.9）

ΔTt に照射量依存性があることから，60 年運転時の照射量も踏まえて，5×1019n/cm2 以上の照射量のデータでΔTt を設定したものであり，今後検討すべき課題はあるものの，評価には使用できるものと考えます。また，圧延材とそれ以外との間で傾向が異なることから，それぞれに対してΔTt を設定することで，精度よく評価が行えるものと考えます。

60 ページ ： 4.1.11 (3) ② 2) (b)(技術評価書案記載事項)
なお、図 4.1.11－6 に示す横軸 T-Tr30 の Tr30 には未照射データ及び照射データの実測値が使用され(9)式に示す Mc 補正はされていないが、Mc はプラント毎の初期値補正項であるので、Mc 補正ありの図を参考として示しΔTt の妥当性を確認することが望まれる。また、
図 4.1.11-5 に示す破壊靱性データワイブルプロットは図 4.1.11-6 を元にしているので、規格改定の際には同様に Mc 補正ありの図を参考として示すことが望まれる。

（コメント No.10）
冒頭の“図 4.1.11-6”の記載は，正しくは“図 4.1.11-7”と思われます。

Mc 補正を行った Tr30 予測値を使用したグラフは，照射後データを対象に第２回検討チーム
会合資料 2-1 の P.13 に示すとともに，同資料 P.14 に示すように，照射後データに対する包絡性等を確認することにより，破壊靭性遷移曲線の妥当性を確認しています。コメント No.8 で説明いたしました通り，Tr30 式は必ずしも形状母数 4 のワイブル分布に従うとは限りませんので，ワイブルプロットではなく，上記のように包絡性等により保守性や妥当性を確認することとしています。

62 ページ ： 4.1.11 (3) ② 2) (ｃ)(技術評価書案記載事項)
ただし、図 4.1.11-4 に示すように、T-To についてのマスターカーブ法の確率密度分布は
6

正側の裾の厚みが正規分布のものよりも大きい特徴があるので、正規分布の片側 5%信頼下限である 1.65σを適用することの妥当性については検討が望まれる。

（コメント No.11）
コメント No.6 をご参照願います。

62 ページ ： 4.1.11 (3) ② 3)
(技術評価書案記載事項)

T0 式及び Tr30 式は、マスターカーブ法をベースに策定された式であるが、確率分布の 5%
信頼下限を採用しており、正規分布に換算した場合 2σより低い信頼下限となっている。

（コメント No.12）
コメント No.6 をご参照願います。

62 ページ ： 4.1.11 (3) ② 3)
(技術評価書案記載事項)
日本電気協会は、ASME KIc カーブとの比較や海外での適用状況を踏まえて 5%信頼下限に設定したとしているが、・・・（中略）・・・ASME KIc カーブと異なる。データの 5%信頼下限に対する包絡率だけでなく、破壊靭性確認方法 2007 と同等あるいはそれ以上の安全レベルを有しているかという観点も重要であり、ΔTt の設定に検討の余地がある。破壊靱性遷移
曲線の形状として、なぜ 5%信頼下限曲線の形状を選定したかについては、技術的根拠が示される必要がある。また、ΔTt の設定には・・・（中略）・・・5%信頼下限を用いて評価することの妥当性について丁寧な説明が必要である。

（コメント No.13）
破壊靭性確認方法 2007 との比較は，図 4.1.11-1 に示しているとおり，大部分のプラントでTr30 式がより保守的であることを確認しています。
また，破壊靭性の 5%信頼下限で評価するには，5%信頼下限の曲線を使うのが適切と考え
ています。

7

62 ページ ： 4.1.12(技術評価書案記載事項)
健全性評価の許容基準について、一般評価は「RF-4223 許容基準」に、詳細評価は「RF-4233 許容基準」に規定している。

（コメント No.14）
4.1.12 節の冒頭で示されている RF-4223，RF-4233 は供用状態 C 及び D に対する許容基準であり，それに限定した記載のように受け取れますが，4.1.12 (1)①には供用状態 A 及び Bの健全性評価に係る規定について記載されているため，修正が必要と思われます。

64 ページ ： 4.1.12 (3) ①(技術評価書案記載事項)
また、(2)式に示す To 決定の際の有効な試験片の個数 r については、参照温度試験方法において「有効な KJc の必要個数」が試験温度の範囲により異なることから、「有効な KJc の必要個数」との関係により補正する等の検討が必要である。

（コメント No.15）
RF-2100 の(2)式の係数（KJc(med)-20）／（KJc(med)-30）と，温度範囲に応じた有効試験片数の規定は同一の根拠に基づいています。有効試験片の必要数 r は，低温域（本来は低靭性域）
でマスターカーブの破壊靭性の温度依存性が小さくなるので，同等の精度となるよう，増える（6→7→8）わけですが，(2)式の右辺にある係数（KJc(med)-20）／（KJc(med)-30）が同じ機能を持っております。従いまして更なる補正は必要ありません。

73 ページ ： 4.2.2 (2) (b)(技術評価書案記載事項)
これに関し、日本電気協会は、各試験片で得られた 1T-C(T)相当の破壊靭性 KJc がKJc(med)であるとみなし、To の暫定値 ToQ を求め、Mini-C(T)で求めた To と他の大きさの C(T)から求めた To を、有意水準 0.05 で有意差があるか、２標本のコルモゴロフ-スミルノフ検定(K-S 検定)を行い、「いずれのケースにおいても二つの母集団分布が同一であるとする帰無仮説は採択された」としている。K-S 検定の結果は、データには有意な差は無いという仮8

説が棄却できないということであり、両者が同一であるというものではない。

（コメント No.16）
ここで記載されている検定は日本電気協会が自発的に行ったものではなく，原子力規制庁からの強い要望に従い実施した検定ですので，そのことが分かるよう，「これに関し、日本電気協会は、原子力規制庁の要請に応じ、各試験片で得られた・・・」などと明示願います。

75 ページ ： 4.2.2 (2) (b)(技術評価書案記載事項)
しかし、同文献によれば、SQV2A(Heat 2)の試験温度-80℃におけるデータは 12 個あり、Invalid データは 1 個である。試験温度別にサンプル分けした-80℃のデータセットにたまた
ま低い破壊靭性のものが集中したとすると、4.2.9 項の(1)式に示すサンプル数に依存する
ばらつきσTo のみで 20℃の差を説明するのは困難なので、同程度のばらつきは発生しうるものとして補正をする方法もある。

（コメント No.17）
この段落は，この前の段落と全く別のことを取り扱っているため，冒頭の「しかし、」は不要ですので削除願います。
また，後半の「補正をする」との表現は，旧来の下限包絡の考え方であってマスターカーブ法による確率論的な定量評価にそぐわないものですので，文末を「・・・同程度のばらつきは発生しうることを認識する必要がある」などと変更いただきたいと思います。

76 ページ ： 4.2.2 (2) (b)(技術評価書案記載事項)
ばらつきの小さい SFVQ1A 鋼のみでほぼ同等の To とみなすことについては、更なる調査が必要と考えられる。

（コメント No.18）「ばらつきの小さい SFVQ1A 鋼のみでほぼ同等の To とみなす」との認識は誤りですので，削除願います。マスターカーブ法においては，破壊靭性のばらつきは材料によらず一定です9ので，鋼種によってばらつきが異なると考えることは適切ではありません。SQV2A においてイ
レギュラーなデータがあったことに対するコメントであれば「図 4.2.2-4 の 0.4T-C(T)で外れ値が観測された SQV2A については、追加の検証が必要と考えられる。」などと変更いただきた
いと思います。

94 ページ ： 4.2.9 (2)(技術評価書案記載事項)
これに関し、日本電気協会は、ASTM E1921 と同じ技術根拠に基づいて求めたものであり、・・・（中略）・・・。また、(T-To)の範囲が-14～+50℃での有効な KJc の必要個数 6 個と-50～-36℃での同 8 個は必要最低数での重み係数の点から信頼性（ばらつき）は同等とみなすことが適当と考えられるので、(1)式中の有効試験片数 r は試験温度による違いを考慮する必要がある。

（コメント No.19）
コメント No.15 と同様の理由で、試験温度による r の要求個数の違いは P.94 の(1)式に織り込まれており、更なる考慮は必要ありません。当該部分については、例えば次のように修正をご検討願います。
「(T－To)の範囲が-14～+50℃での有効な KJc の必要個数 6 個と-50～-36℃での同 8 個
は 、必 要 最 低 数 に お け る 重 み を 考 慮 した も の で あ り 、式 (1)で は 右 辺 の （ KJc(med)-20 ） ／（KJc(med)-30）が相当する。」

96 ページ ： 4.2.10 (2)(技術評価書案記載事項)
複数試験温度法は重み係数を用いて計算するため、温度の実測値を用いて計算することも可能である。測定温度を試験温度とすると参照温度の精度が最大 6℃改善するが、複数試験温度法で参照温度を求める場合は繰り返し計算する必要があるものの、パソコン等で容易に計算できることから測定温度を試験温度とし、複数試験温度法で参照温度を算出する等方法について、今後検討することが望まれる。

（コメント No.20）

10下線部の根拠が示されていません。またこの部分は日本電気協会の示したデータではありませんが，日本電気協会が最大 6℃の差が生ずることを示したようにも取れる表現となっています。原子力規制庁による見解であることを明示願います。

100 ページ ： 4.2.12 (2) (b)(技術評価書案記載事項)
また、国内 PWR プラント監視試験で取得した中性子照射後の破壊靭性データを用いてワイブルプロットした結果を図 4.2.12-3 及び図 4.2.12-4 に示す。鍛鋼品の材料毎のプロット
は、直線ではないものの、概ね形状母数 4 の直線に乗っている。また、全材料のプロットも同様に概ね形状母数 4 の直線に乗っている。なお、圧延材と溶接金属については、データが提示されなかった。

（コメント No.21）
マスターカーブ法においては，破壊靭性のばらつきは材料によらず一定ですので，鋼種によってばらつきが異なると考えることは適切ではありません。ここでは，鋼種毎の検証は不要
ですので，下線部の削除をご検討願います。

104 ページ ： 5.1 (1) ③(技術評価書案記載事項)

KIc 式と T0 の式の破損確率を比較すると、鍛鋼品及び溶接金属については KIc 式の方が低くなっていたが、圧延材については高くなっており傾向が異なる。しかし、その理由については検討されていない。

（コメント No.22）
技術評価書案の表 4.1.11-4 の通り，JEAC4206-2016 の KJｃ式により計算された圧延材の破損確率は 4.1%で，JEAC4206-2007 の KJc 式の 2.7%よりも高くなっており，当該の記載は事実ですが，KJc 式は 5%信頼下限に相当する破壊靭性遷移曲線として設定したものであり，日本電気協会としては適用性に問題はないと考えています。
傾向が異なるので，圧延材，鍛鋼品，溶接金属と分けてΔTt を設定して，より精度よく評価できるようにしたものです。今後データを拡充し，傾向が異なる理由を検討する等，より精度

11よく評価できるように検討を行いますが，傾向が異なる理由が明確でないことは，破壊靭性遷移曲線の適用性に疑義を与えるものではないと考えています。

104 ページ ： 5.1 (1) ④(技術評価書案記載事項)

Tr30 式に使用する補正温度ΔTt の決定に用いたデータは、中性子照射量が 5×1019n/cm2
以上のデータである。これに関し、日本電気協会が 2.4×1019n/cm2 以上～7×1019n/cm2 以
上のデータ範囲で同様の検討を行ったところ、中性子照射量が高いデータを用いると鍛鋼品および溶接金属についてはΔTt が高くなり定数にならないが、その理由については検討されていない。

（コメント No.23）
日本電気協会としては，ΔTt の照射量依存性も含めて今後も監視試験による破壊靭性データの充実等，新たな知見を反映し，JEAC4206-2016 の KJc 式の適用性の評価や改定検討を行なっていきたいと考えています。
第４回検討チーム会合資料 4-2 の 19 ページに示したように，JEAC4206-2007 の KIc 式は，当該鋼材の全破壊靭性データの下限包絡で設定することから，監視試験でより高照射量側の破壊靭性データが追加されるとともに Tp の値は大きくなる傾向が現れています。このように，JEAC4206-2007 の KIc 式では，各プラントの破壊靭性データのみで評価することから，当該鋼材の破壊靭性データの照射量に依存して，必ずしも高照射量側の破壊靭性の傾向を反映できないと考えられます。一方，JEAC4206-2016 の KJc 式は，鋼種毎に照射量に対する破壊靭性データの全体傾向を考慮して設定するため，より信頼性の高い評価が行えると考えます。
また，ΔTt の照射量の依存性が認められる理由が明確でないことは，破壊靭性遷移曲線の適用性に疑義を与えるものではないと考えています。

106 ページ ： 5.3 (2)(技術評価書案記載事項)
破壊靭性の評価は、脆性破壊の発生を防ぐために行われるものであり、原子力の安全にとって重要な評価である。規格の改訂に当たって用いる技術的根拠には、一定水準の技術的評価が行われたもの（例えば、査読された論文）であることが望ましい。また、本技術
12評価において、限定で公開されている論文が重要な技術的根拠の一部となっていた。重要な技術的根拠については、誰もが検証できるよう公開性の高い論文を用いられていることが望ましい。今後の技術評価においては、技術的根拠の信頼性及び公開性についても確認することとする。

（コメント No.24）
これまでも説明している通り，限定で公開されている論文は技術根拠となっておりません。
下線部は削除願います。

175 ページ ： 添付資料－４ 4.
(技術評価書案記載事項)
それぞれで異なる結果が出るのは標本数が少ないことが関係していると思われるので、今後データの拡充を促進することが望まれる。

（コメント No.25）
本記載は「マスターカーブ法に従う分布の確認」ではなく「統計的検定を満足させること」が目的となっており，適切ではないと考えられます。「標本数が少ないことが関係していると思われ，本データセットに対して統計的検定を適用するのは適切ではない。」などと変更いただきたいと思います。

以上

13

添付資料－１

PTS 評価用破壊靭性遷移曲線のマージン Mp と Mkte
②Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線①破壊靭性データのばらつきのみの場合
メジアン

KJc
破壊靭性デー
タのばらつきマージン設定の
イメージ図

5%

KJc

脆化予測における不確実さσTo の設定における不確実さ（𝜎்௢ ）5%信頼下限の式を使用する場合の追加のマージン（𝑀௣ 及び𝑀ｋ ）5%

ﾏｰｼﾞﾝ含5%

KJc

To 設定における不確実さ𝜎்௢ ＋

脆化予測における不確実さσ正規分布の温度誤差

1.65ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎்௢ ଶ + 𝜎 ଶ
メジアン

5%

ﾏｰｼﾞﾝ含5%

ワイブル分布

温度

脆化予測における不確実さ（σ）

メジアン

正規分布の
温度誤差

1.65𝜎ெ

破壊靭性データのばらつき（𝜎ெ ）1.65ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎 ଶ③To に基づく破壊靭性遷移曲線

1.65𝜎ெ

70MPa√m で 40.2℃⇒𝜎ெ ＝24℃に設定

𝑀௉

温度

温度

1.65𝜎ெ

𝑀௞

マスターカーブの 5%信頼下限の式を使用することにより考慮（注：𝑀௣ と𝑀௞ の設定にあたっては，他のばらつきと組み合わせるため，PTS 事象の KI と接する 70MPa√m でのメジアンカーブと 5%カーブの温度差(40.2℃)が 1.65𝜎ெ であると仮定し（正規分布の 5%信頼下限はメジアン＋1.65σ（図 1 参照）），破壊靭性データの温度方向のばらつきの標準偏差𝜎ெ を24℃に設定）JEAC4201-2007(2013 年追補版)の国内脆化予測法の監視試験データに対する予測誤差（補正無－し）の標準偏差σ（9.5℃）を使用
破壊靭性データ数及び KJc(med)に基づく𝜎்௢ の式
で計算
－
－

－

正規分布の 5%信頼下限はメジアン＋1.65σであり（図 1 参照），誤差伝播の法則に基づく𝜎ெ 及び𝜎を考慮したばらつきから，5%信頼下限を使用することによる破壊靭性データのばらつき（𝜎ெ ）を差し引き設定
𝑀௣ = 1.65 × ൫ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎 ଶ − 𝜎ெ ൯ ≒ 3.0 (℃)

14൫𝐾௃௖(௠௘ௗ) − 20൯

14.7
×൫𝐾௃௖(௠௘ௗ) − 30൯√𝑟正規分布の 5%信頼下限はメジアン＋1.65σであり（図 1 参照），誤差伝播の法則に基づく𝜎ெ ，𝜎及び𝜎்௢ を考慮したばらつきから，5%信頼下限を使用することによる破壊靭性データのばらつき（𝜎ெ ）を差し
引き設定
𝜎்௢ =

𝑀௞ = 1.65 × (ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎்௢ ଶ + 𝜎 ଶ − 𝜎ெ )

0.45

1
確率密度

0.4

0.95

累積確率

0.9
0.8

0.35

確率密度

正規分布の 5%信頼

0.25

0.6

下限は，メジアン＋

0.51.65σ に相当する

0.2

0.4

0.15

5%

0.3

0.1

0.2

0.05

平均
メジアン

0
-4

-3

-2

-1

0

0.1
0
1

X

図 1 標準正規分布

15

2

1.65

3

4

累積確率

0.7

0.3

参考

検討チーム会合 参考資料 3-3 より抜粋

（２） (8)式におけるΔTt 及び Mp 並びに(10)式における Mk を算出したプロセスについて、詳細が分かるような資料を提示して下さい。説明には、(10)式でマージンを 2 乗和平方根で表せるとした技術的根拠、σM、σ、σTo の設定根拠と計算プロセスが分かる資料を含んで下さい。

回答（２）a. ΔTt を算出したプロセス
第 2 回検討チーム会合資料 2-1「PTS 評価用破壊靭性遷移曲線について」の P7 に示した通り，Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線の評価式((8)式)は 5%信頼下限のマスターカーブの式において，To を Tr30＋ΔTt に置き換えて設定したものです。ΔTt については，同資料の P9に示したとおり，高照射領域(5×1019n/cm2 以上)の破壊靭性データに対して，圧延材，鍛鋼品，溶接金属のそれぞれについてメジアンカーブにフィットするように最尤推定法により求めました。ΔTt の具体的な算出手順については同資料の添付 5 に示したとおりです。
b. Mp を算出したプロセス
PTS 評価用破壊靭性遷移曲線は，Tr30 実測値をベースに設定したものであり，Tr30 の値として評価時期の照射量を考慮して算出した Tr30 予測値を用いる場合には，予測に伴う不確実さ（予測誤差）を考慮して適切な温度マージン(Mp と呼称)を付加する必要があります（図 2-1）。

KJc

メジアン

5%

メジアン

KJc
正規分布の
温度誤差

5%

ﾏｰｼﾞﾝ含5%100MPa√m
ワイブル分布温度マージン
（Mp）

温度

To

温度

a) 破壊靭性データのばらつき（ワイブル分布）b) a)のデータに温度誤差（例：予測誤差）が付与されたばらつき

図 2-1 脆化予測による予測誤差を考慮したマージン（Mp）

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Mp の値については，1)に示す誤差伝播の法則から設定した Mp の妥当性を，2)に示すモ
ンテカルロ計算及び 3)に示す脆化予測法により予測した Tr30 予測値で整理した照射後破壊靭性データが破壊靭性遷移曲線を上回る確率と Wallin の評価法による破損確率を確認することにより，3℃と設定しました。
1) 誤差伝播の法則による Mp の設定
a) マスターカーブのワイブル分布に従う破壊靭性のばらつきを他のばらつきと同列に扱えるように温度軸方向の正規分布(標準偏差：σM)に置き換えました。図 2-2 より，PTS 評価の KI と接する付近の KJc=70MPa√m での KJc(med)と 5%信頼下限の KJc(0.05)の温度差は 40.2℃であり，正規分布の 5%信頼下限はメジアン＋1.65σ であることから，破壊靭性のばらつきの温度軸方向の標準偏差σM を 24℃（40.2÷1.65＝24.4
を切り捨て）に設定しました。

200
180

KJc(med)160

KJc(0.05)

KJc (MPa√m)

140
120
100

37.8℃

100MP√m

80

70MP√m60

50MP√m

40.2℃
45.6℃

40
20
0
-100

-50

0

50

100

T-To (℃)
図 2-2 マスターカーブの KJc(med)と KJc(0.05)の温度差
b) a)により温度軸方向の正規分布に置き換えた破壊靭性のばらつき（標準偏差：σM）に脆化予測による予測誤差（標準偏差：σ ）が加わることによる 5%信頼下限カーブ(メジアン＋1.65σ 相当)に対する追加のマージン Mp として，誤差伝播の法則から以下の式で設定しました。ここで，σ については，JEAC4201-2007 [2013 年追補版]の脆化予測法による予測残差の標準偏差から 9.5℃としました。
𝑀௣ = 1.65 × ൫ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎 ଶ − 𝜎ெ ൯ = 1.65 × ൫√24ଶ + 9.5ଶ − 24൯ = 2.99 ≒ 3.0 (℃)

172) モンテカルロ計算による Mp の妥当性の確認
第 2 回検討チーム会合資料 2-1「PTS 評価用破壊靭性遷移曲線について」のP10,11 に示した通り，破壊靭性のばらつきと脆化予測による予測誤差を与えた 100 万回のモンテカルロ計算を行った結果，設定した Mp：3℃を考慮することにより 5%信頼下限を下回る確率が概ね 5%となり，適切に評価できることを確認しました（表 2-1）。
表 2-１ モンテカルロ計算による破壊靭性データが 5%信頼下限カーブを下回る確率
5%信頼下限カーブを下回る確率
T－To (℃)

予測誤差がある場

予測誤差が

予測誤差が

無い場合

ある場合

-50

5.00

5.79

4.90

0

5.00

6.04

4.98

+50

5.02

6.19

5.05

合にマージン 3℃を考慮した場合3) 照射後破壊靭性データによる Mp の妥当性の確認
第 2 回検討チーム会合資料 2-1「PTS 評価用破壊靭性遷移曲線について」の P12～14 に示した通り，脆化予測法により予測した Tr30 予測値で整理した照射後破壊靭性データの破壊靭性遷移曲線を上回る確率及び Wallin の評価方法による破損確率を求めた結果，設定した Mp：3℃を考慮した Tr30 予測値を用いれば，PTS 評価用破壊靭性遷移曲線が 5%信頼下限として適切に設定できることを確認しました（表 2-2）。
表 2-2 照射後破壊靭性データによる信頼性評価結果
破壊靭性遷移曲線
材料

ΔTt
(ºC)

対象データ
全データ

遷移曲線を

Wallin の評価方法

遷移曲線を

上回る確率

上回るデータ数(%)

破損確率(%)

母材（圧延材）

-15

230

223

97.0

4.1

母材（鍛鋼品）

8

259

257

99.2

0.9

溶接金属

14

117

116

99.1

0.9

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c. Mk を算出したプロセス(10)式における Mk についても，b. 1) a)と同様の考え方で誤差伝播の法則により以下の式で設定しました。
𝑀௣ = 1.65 × (ඥ𝜎ெ ଶ + 𝜎்௢ ଶ + 𝜎 ଶ − 𝜎ெ ) = 1.65 × (ඥ24ଶ + 𝜎்௢ ଶ + 9.5ଶ − 24) (℃)

ただし，ここでは b. 1) a)とは異なり，破壊靭性試験により直接 To を設定していることから，

To 決定に用いた有効な試験片個数を踏まえて RF-2100 の(2)式によりσTo を計算することとしています。

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