JAEA-Research2021-019
DOI:10.11484/jaea-research-2021-019

溶融鉛ビスマス共晶合金中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食抑制のための適切な酸素濃度の検討
Calculation of Appropriate Oxygen Concentration for Corrosion Inhibition of
9Cr-1Mo Steel in Molten Lead Bismuth Eutectic
小松 篤史
Atsushi KOMATSU

原子力科学研究部門
原子力基礎工学研究センター
燃料・材料工学ディビジョン
Fuels and Materials Engineering Division
Nuclear Science and Engineering Center
Sector of Nuclear Science Research

May 2022
Japan Atomic Energy Agency

日本原子力研究開発機構

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溶融鉛ビスマス共晶合金中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食抑制のための適切な酸素濃度の検討
日本原子力研究開発機構
原子力基礎工学研究センター

原子力科学研究部門
燃料・材料工学ディビジョン

小松

篤史（2021 年 12 月 17 日受理）
溶融鉛ビスマス共晶合金（LBE）中における材料の腐食速度を低減するには、酸素濃度を調整することが重要とされており、過去の報告を見ると約 10-7～10-5wt%程度に酸素濃度を調整していることが多い。しかし、どの程度の濃度が最適と明言されているわけではなく、この濃度範囲内であっても激しく腐食したとの報告もある。本研究では 9Cr-1Mo 鋼を例にとり、酸化被膜中お
よび LBE 中の拡散を考慮した腐食モデルを作成し、腐食モデルから推定される腐食抑制策について検討を行った。また、LBE 中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食を低減しつつ、流れのあるループ
環境における低温部での流路閉塞を防止するための最適酸素濃度の算出を試みた。
その結果、LBE 中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食形態は、酸化被膜厚さと拡散層厚さの比や、LBE
中の鉄濃度、温度等により変化し、その成膜挙動から、緻密被膜生成、沈殿被膜生成、被膜溶解の三つに分類した。
腐食を抑制するには、緻密被膜生成条件を維持できるように酸素濃度を調整することが重要であり、そのためには LBE に浸漬する前に 10-7m 程度以上の予備酸化被膜をつける必要がある。
従来報告でよく用いられる約 10-7～10-5wt%という酸素濃度は、酸化被膜がある程度成長した
場合の最適酸素濃度であり、被膜が薄い場合は、より高い酸素濃度が必要になると推察された。

原子力科学研究所：〒319-1195 茨城県那珂郡東海村大字白方 2 番地 4i

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Calculation of Appropriate Oxygen Concentration for Corrosion Inhibition of 9Cr-1Mo
Steel in Molten Lead Bismuth Eutectic
Atsushi KOMATSU
Fuels and Materials Engineering Division, Nuclear Science and Engineering Center,
Sector of Nuclear Science Research,
Japan Atomic Energy Agency
Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-ken(Received December 17, 2021)
In order to reduce the corrosion rate of materials in molten lead bismuth eutectic (LBE), it isimportant to adjust the oxygen concentration, and past reports show that the oxygen
concentration is often adjusted to about 10-7 to 10-5wt%. However, it is not clearly stated what
concentration is optimal, and there are some reports of severe corrosion even within thisconcentration range. In this study, a corrosion model considering diffusion in oxide and LBE
was developed for 9Cr-1Mo steel, and the corrosion control method estimated from thecorrosion model were investigated. We also tried to calculate the optimum oxygen
concentration to prevent the flow blockage at the low temperature of loop environment while
reducing the corrosion of 9Cr-1Mo steel in molten LBE.
As a result, it was expected that the corrosion mode of 9Cr-1Mo steel in LBE could beclassified into three types, dense film formation, precipitation film formation, and film
dissolution, depending on the ratio of oxide film thickness to diffusion layer thickness, ironconcentration in LBE, and temperature.
In order to inhibit corrosion, it is important to adjust the oxygen concentration so that theconditions for dense film formation can be maintained. For this purpose, it was expected thata pre-oxidized film of more than 10-7m should be applied before immersion in LBE.
The oxygen concentration of about 10-7 to 10-5wt% is the appropriate oxygen concentration
when the oxide film has grown to some extent, and a higher oxygen concentration was expected
to be required when the film is thin.
Keywords: Lead Bismuth Eutectic, Corrosion, Oxidation, Oxygen Concentrationii

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目

次

1.

緒言--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 12.

腐食モデル------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 2
2.1 腐食モデルの概要 ----------------------------------------------------------------------------------------------- 2
2.2 酸化被膜中のモデル式 ----------------------------------------------------------------------------------------- 2
2.3 酸化被膜/鉛ビスマス界面～鉛ビスマス中のモデル式 -------------------------------------------------4
2.4 使用したパラメータ一覧 -------------------------------------------------------------------------------------- 53.

鉛ビスマス中の M および O 濃度分布の計算結果 ---------------------------------------------------------64.

腐食抑制のための酸素濃度条件 -------------------------------------------------------------------------------- 7
4.1 温度差がある場合の酸素濃度条件 -------------------------------------------------------------------------- 7
4.2 温度差がない場合の酸素濃度条件 -------------------------------------------------------------------------- 85.

最適酸素濃度の検討 --------------------------------------------------------------------------------------------- 10
5.1 運転開始時における最適酸素濃度の検討 --------------------------------------------------------------- 10
5.2 長期運転時の最適酸素濃度の検討 ------------------------------------------------------------------------ 10

6.

結言------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 13

参考文献 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 14

Contents
1.

Introduction --------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1

2.

Corrosion model ---------------------------------------------------------------------------------------------------- 2
2.1 Overview of corrosion model ---------------------------------------------------------------------------------2
2.2 Model equations for oxide film ------------------------------------------------------------------------------2
2.3 Model equations for the oxide film/lead-bismuth interface and in lead-bismuth -----------4
2.4 List of parameters used ---------------------------------------------------------------------------------------5

3.

Calculated results of M and O concentration distribution in lead-bismuth ---------------------6

4.

Oxygen concentration conditions for corrosion inhibition --------------------------------------------7
4.1 Oxygen concentration conditions with temperature gradient ------------------------------------7
4.2 Oxygen concentration conditions at constant temperature ----------------------------------------8

5.

Calculation of optimal oxygen concentration ----------------------------------------------------------- 10
5.1 Calculation of the optimal oxygen concentration in the initial stage of operation ------- 10
5.2 Calculation of the optimal oxygen concentration for long-term operation ------------------ 10

6.

Conclusions -------------------------------------------------------------------------------------------------------- 13

References --------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 14iii

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1. 緒言
加速器駆動システム（ADS）の核破砕ターゲット兼冷却材として溶融鉛ビスマス合金の使用が検討されているが、溶融鉛ビスマス中における材料の腐食が問題となっている。溶融鉛ビスマス中における材料の腐食速度を低減するには、酸素濃度を調整することが重要とされており、適切な酸素濃度の範囲としては、上限が鉛ビスマスと酸化鉛の平衡酸素濃度、下限が鉄とマグネタイ
トの平衡酸素濃度とされている。過去の報告を見ると約 10-7 から 10-5wt%程度に酸素濃度を調整していることが多い 1)。しかし、明確にどの程度の濃度が最適と断言されているわけではなく、
この濃度範囲内であっても激しく腐食したとの報告もある 2)。本研究では 9Cr-1Mo 鋼を例にとり、酸化被膜中および鉛ビスマス中の拡散を考慮した腐食モデルを作成し、適切な酸素濃度の算出を試みた。また、腐食モデルから推定される腐食抑制策についても検討を行った。
第 2 章では、腐食モデルについて説明する。
第 3 章では、9Cr-1Mo 鋼の腐食形態の酸素濃度依存性を、腐食モデルに基づき予測する。
第 4 章では、腐食形態が変化する境界となる条件を求める。
第 5 章では、運転条件を想定した際の腐食抑制策や最適酸素濃度について検討する。
第 6 章では、得られた結論をまとめる。

-1-

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2. 腐食モデル
2.1 腐食モデルの概要
図 1 に腐食モデルの模式図を示す。材料（M）上に厚さ𝑙𝑙�� の酸化被膜（M3O4）があり、鉛ビス

マス（LBE）に接している状況を考える。M/M3O4 界面の位置をⅠ、M3O4/LBE 界面の位置をⅡとする。LBE 中には酸素及び M の濃度勾配があり（拡散層、厚さ𝑙𝑙��� ）、沖合の濃度と等しくなる位置をⅢとする。単純化のため、M と O の拡散層厚さは同一とし、Ⅲの位置における M 濃度
はⅡの位置の濃度の𝑘𝑘倍とした（0≦𝑘𝑘＜1）。基本的に M は Fe として取り扱うが、酸化被膜中の拡散を表すための放物線速度定数として、酸素飽和の LBE 中に浸漬した 9Cr-1Mo 鋼の酸化被膜厚さから求めた値を使用した。
����
位置𝑥𝑥における M の活量を𝑎𝑎�
、酸素欠乏状態の LBE 中の鉄の飽和溶解度を𝐶𝐶��とすると、位置𝑥𝑥における LBE 中の M 濃度𝐶𝐶�� は(1)式のように表されると考える。

位置𝑥𝑥における酸素分圧を𝑝𝑝��� 、PbO/LBE の平衡酸素分圧を𝑝𝑝����
、LBE 中の酸素の飽和溶解度�を𝐶𝐶���� とすると、位置𝑥𝑥における LBE 中の酸素濃度𝐶𝐶�� は(2)式のように表されると考える。
���
�
× 𝑎𝑎�
𝐶𝐶�� = 𝐶𝐶��

(1)

𝑝𝑝���
𝐶𝐶�� = 𝐶𝐶���� × � ���
𝑝𝑝��

(2)

�
は
また、M および O の化学ポテンシャル𝜇𝜇� 、𝜇𝜇� は以下のように表されると考える。ここで𝜇𝜇�

M の活量が 1 の時の M の化学ポテンシャル、𝜇𝜇�� � は酸素分圧が 1 気圧の時の酸素の化学ポテン
シャルである。

�
�)
�
��� )
+ 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅(𝑎𝑎�− 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅(𝐶𝐶��𝜇𝜇� = 𝜇𝜇�
= 𝜇𝜇�
+ 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅(𝐶𝐶�� )

(3)

1
1
1
1
1
� − 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑙𝑙𝑅𝑅(𝐶𝐶���� ) + 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅(𝐶𝐶�� )𝜇𝜇� = 𝜇𝜇�� = 𝜇𝜇�� � + 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑙𝑙𝑅𝑅�𝑝𝑝��� � = 𝜇𝜇�� � + 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑙𝑙𝑅𝑅�𝑝𝑝����
�
2
2
2
2
2

(4)

2.2 酸化被膜中のモデル式

金属/被膜界面では M の活量は 1、酸素分圧は鉄の活量が 1 のときのマグネタイトの平衡酸素分圧（𝑝𝑝���� ）になっていると仮定する。酸化被膜中においては、M の活量は被膜/LBE 界面に近づ
くにつれて低下し、酸素分圧は(5)式を満たすように変化すると仮定する。

-2-

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�

� )�
(𝑎𝑎�
× �𝑝𝑝��� � = �𝑝𝑝���� ��(5)(5)式は(1)(2)式より、以下の式でも表される。ここで(6)式の右辺は溶解度積（𝐾𝐾�� ）とする。

�𝑝𝑝����
�
���
�
���
�
�
�
�
(𝐶𝐶�� ) × (𝐶𝐶� ) = (𝐶𝐶�� ) × (𝐶𝐶� ) × � ��� �
𝑝𝑝��

(6)

酸化被膜中の M および O の拡散係数が濃度や酸素分圧によらず一定であり、酸化被膜中の電子による電気伝導率が M や O のイオンによる電気伝導率に比べて十分大きいと仮定すると、定��
常状態において酸化被膜中の M の流束𝐽𝐽�
および O の流束𝐽𝐽��� は以下のように表される。ここで

��
��
𝐷𝐷�
は酸化被膜中の M の拡散係数、𝐷𝐷��� は酸化被膜中の O の拡散係数、𝐶𝐶�
は酸化被膜中の M の濃度、𝐶𝐶��� は酸化被膜中の O の濃度である。流束はいずれも M→LBE 方向を正とする。
Ⅱ

Ⅰ

��
��
�� �𝐶𝐶� � − �� �𝐶𝐶� �
× 𝐶𝐶�
𝐷𝐷�
d𝜇𝜇� 4 ��
��
��
=−
×
= 𝐷𝐷� × 𝐶𝐶�
×
𝐽𝐽�
𝑙𝑙��
𝑅𝑅 𝑅 𝑅𝑅
𝑑𝑑𝑑𝑑
3
Ⅱ

(7)

Ⅰ

�� �𝐶𝐶� � − �� �𝐶𝐶� �
𝐷𝐷��� × 𝐶𝐶��� d𝜇𝜇�
𝐽𝐽��� = −×
= −𝐷𝐷��� × 𝐶𝐶��� ×𝑙𝑙��
𝑅𝑅 𝑅 𝑅𝑅
𝑑𝑑𝑑𝑑

(8)

��
𝐷𝐷�
、𝐷𝐷��� と放物線速度定数（𝑘𝑘� ）の関係について考える。𝑘𝑘� は𝑙𝑙�� と経過時間（𝑡𝑡）を用いて式(9)によって与えられる。
(𝑙𝑙�� )� = 𝑘𝑘� × 𝑡𝑡

(9)��と𝐽𝐽��� を用いて以下
また、LBE 中への酸化被膜の溶解を考えなかった場合、𝑙𝑙�� の時間変化は𝐽𝐽�

のように表される。
��𝐽𝐽���
𝑑𝑑𝑑𝑑�� 𝐽𝐽�
= �� − ��
𝑑𝑑𝑑𝑑
𝐶𝐶�
𝐶𝐶�

(10)

(10)式に(7)、(8)式を代入して積分し、(9)式と比較すると、(11)式が得られる。𝑘𝑘� は位置Ⅱにおける酸素濃度に依存するため、酸素飽和の LBE 中における 9Cr-1Mo 鋼の放物線速度定数（𝑘𝑘���� ）との関係もあわせて示す。

-3-

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ⅡⅠ

ln �𝐶𝐶� � − ln �𝐶𝐶� �
8 ��
ⅡⅠ𝑘𝑘� = � 𝐷𝐷�
+ 2𝐷𝐷��� � × �ln �𝐶𝐶� � − ln �𝐶𝐶� �� = 𝑘𝑘���� ×Ⅰ
3ln(𝐶𝐶���� ) − ln �𝐶𝐶� �(11)2.3 酸化被膜/鉛ビスマス界面～鉛ビスマス中のモデル式
位置Ⅱでは酸化被膜中の M、O と LBE 中の M、O が平衡していると考える。また、酸化被膜
中の拡散と LBE 中の拡散が釣り合い、定常状態になっていると考える。定常状態においては、被膜/鉛ビスマス界面の M および O 濃度は時間に対して変化しないと考えられるため、LBE 中の M
���、𝐽𝐽���� とすると、(12)式が成り立つ。これはⅡの位置における時間
および O の流束をそれぞれ𝐽𝐽�

当たりの M 濃度と O 濃度の変化量が 3 対 4 となっている場合、M3O4 として溶解もしくは沈殿することで、M 濃度と O 濃度が時間に対して変化しないと考えられるためである。
3
��
���
𝐽𝐽�
− 𝐽𝐽�
= �𝐽𝐽��� − 𝐽𝐽���� �
4(12)

M および O の拡散係数が濃度によらず一定と仮定すると、位置Ⅱ近傍における LBE 中の M お���
よび O の流束は以下のように表される。ここで𝐷𝐷�
は LBE 中の M の拡散係数、𝐷𝐷���� は LBE 中の O の拡散係数である。
Ⅱ�∆�

���
���
= −𝐷𝐷�
×
𝐽𝐽�

𝐶𝐶�

Ⅱ�∆�

𝐽𝐽���� = −𝐷𝐷���� ×

𝐶𝐶�

Ⅱ

− 𝐶𝐶�
∆𝑥𝑥

(13)

Ⅱ

− 𝐶𝐶�
∆𝑥𝑥

(14)

(12)式に(7)(8)(11)(13)(14)式を代入すると、(15)式が得られる。
ⅡⅠ��𝑘𝑘���� × 𝐶𝐶�× �ln �𝐶𝐶� � − ln �𝐶𝐶� ��Ⅰ2𝑙𝑙�� × �ln(𝐶𝐶���� ) − ln �𝐶𝐶� ��

Ⅱ�∆�

���
= −𝐷𝐷�
×

𝐶𝐶�

Ⅱ

Ⅱ�∆�

− 𝐶𝐶� 3 ��� 𝐶𝐶�
+ 𝐷𝐷� ×
∆𝑥𝑥
4

Ⅱ

− 𝐶𝐶�
∆𝑥𝑥

(15)

位置Ⅱ ～Ⅲにおける M と O の濃度分 布はフィッ クの法則に 従うと考え る。ただし、(𝐶𝐶�� )� × (𝐶𝐶�� )� がマグネタイトの溶解度積（𝐾𝐾�� ）を超える場合は、超えた分が M3O4 として沈殿すると考え、(𝐶𝐶�� )� × (𝐶𝐶�� )� が𝐾𝐾�� と等しくなるように、𝐶𝐶�� と𝐶𝐶�� を 3：4 の比率で減少させる。

-4-

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2.4 使用したパラメータ一覧
計算し使用したパラメータは以下のとおりである。

���= 10��.�����
𝐶𝐶��

����.�
�
�

����

����

(mole fraction)�) = 10��.��� � �����𝐶𝐶���� = 10��.��� � �(wt%)�) = 10��.��� � �= 0.21 𝐹 e�� �𝑝𝑝����
�

4𝐹𝐹 𝐹 (−1.1281 + 0.000587𝑇𝑇)
�
𝑅𝑅𝑅𝑅−551990 + 156.9𝑇𝑇
𝑝𝑝���� = e�� �
�
𝑅𝑅𝑅𝑅

��
= 6.69 × 10�
𝐶𝐶�

𝐶𝐶��� = 8.91 × 10�

(molm�� )(atm)�)(18)(21)(m� s �� )�)

(22)

43073
�
𝑅𝑅𝑅𝑅

(m� s �� )�)

(23)

14492
�
𝑇𝑇

(m� s �� )(24)

𝐷𝐷���� = 2.39 × 10�� 𝐹 e�� �−𝑘𝑘���� = 1.01 × 10�� 𝐹 e�� �−

(17)

(20)

(molm�� )����(atm)�)

(16)

(19)

(molm�� )

��
���
≈ 𝐷𝐷�
= 10���.��� � �𝐷𝐷�(molm�� )���
ここで𝑇𝑇は絶対温度、𝐹𝐹はファラデー定数、𝑅𝑅は気体定数である。𝐷𝐷�
は LBE 中での測定点が少��ないため、Pb 中での値𝐷𝐷�で代用した。𝑘𝑘���� は酸素飽和の LBE 中に浸漬した 9Cr-1Mo 鋼の酸化被膜厚さの文献値 4)-10)から(𝑙𝑙�� )� ⁄𝑡𝑡を計算し、アレニウスの式で近似して求めた（図 2）。パラメー
タによっては式の適用温度範囲を逸脱しているが、アレニウスの式で外挿して使用した。

-5-

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3. 鉛ビスマス中の M および O 濃度分布の計算結果
本章では、沖合の LBE 中酸素濃度を変化させた時の拡散層内の M と O の濃度分布、およびLBE 中における M3O4 析出速度を計算した。図 3～図 8 は、温度 500℃、酸化被膜厚さ 10-6m、LBE 拡散層厚さ 10-4m、LBE 沖合の M 濃度 0（𝑘𝑘 𝑘 𝑘）とし、LBE 中の酸素濃度をそれぞれ 10-4、

10-5、10-6、10-7、10-8、10-9wt%とした場合の LBE 中の M と O の濃度分布および M3O4 の析出速度の計算結果である。
図 3 のように酸素濃度が比較的高い条件では、酸化被膜/LBE 界面の酸素濃度は沖合の酸素濃度より低く、時間とともに被膜が成長する。LBE 拡散層中で M3O4 が析出することは無い。
図 4～6 のように酸素濃度が中程度の条件では、酸化被膜/LBE 界面の酸素濃度は沖合の酸素濃度より低く、時間とともに被膜が成長する。LBE 拡散層中では溶解・再析出による M3O4 が生成する。
図 7、8 のように酸素濃度が低い条件では、酸化被膜/LBE 界面の酸素濃度は沖合の酸素濃度より高くなっており、被膜厚さは時間とともに薄くなる。LBE 拡散層中で M3O4 が析出することは無い。
図 3 から図 7 より、酸素濃度によって材料の腐食状況が以下のように変化すると予想される。
①酸素濃度が比較的高い場合、LBE 中で M3O4 が析出することは無く、酸化被膜が成長する。
この条件では比較的緻密な酸化被膜が生成される可能性が高い。（緻密被膜生成域）②酸素濃度が中程度の場合、LBE 中で M3O4 が析出し、酸化被膜が成長する。この条件では溶解・再析出による沈殿被膜が生成される可能性が高い。（沈殿被膜生成域）③酸素濃度が低い場合、LBE 中で M3O4 が析出することは無く、酸化被膜厚さは薄くなる。この条件では時間経過で腐食速度が増加する。（被膜溶解域）
溶解・再析出による沈殿被膜は、酸化被膜中に LBE が取り込まれる可能性が高く、保護性や密着性が悪いと予想されるため、②の状況は避けるべきと考えられる。③の状況は被膜成長による腐食速度の低減が期待できないため、酸化被膜が十分に成長していない間は避ける条件と考えられる。そのため、①の状況を維持できる酸素濃度に保つことが、緻密な酸化被膜を形成し腐食を抑制することにつながると予想される。

-6-

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4. 腐食抑制のための酸素濃度条件
4.1 温度差がある場合の酸素濃度条件
ここからは、①から③の各腐食状況になる条件について考える。
①と②との境界は、LBE 拡散層中で M3O4 が析出するか否かの境界である。今回使用したモデ
ルでは、酸化被膜/LBE 界面において M3O4 が飽和している（酸化被膜中の M、O と LBE 中の M、O が平衡している）と考えているため、酸化被膜/LBE 界面よりわずかに沖合側で M3O4 の溶解度積を超えるか否かを判断すればよい。拡散層中で M3O4 が析出しない場合は拡散層中の M と O の濃度は直線的に変化すると考えられるので、①と②との境界の条件は(25)式で表される。

Ⅲ
Ⅱ
𝐶𝐶� − 𝐶𝐶�Ⅱ�𝐶𝐶� +
× ���
𝑙𝑙���

�

Ⅲ
Ⅱ
𝐶𝐶� − 𝐶𝐶�Ⅱ× �𝐶𝐶� +
× ���
𝑙𝑙���

�

Ⅱ

�

Ⅱ

�

= �𝐶𝐶� � × �𝐶𝐶� �(25)

テイラー展開して整理すると(26)式になる。

Ⅲ

Ⅱ

4𝐶𝐶� = (7 − 3𝑘𝑘) × 𝐶𝐶�

(26)

この条件において(15)式を変形すると、①と②との境界を表す以下の式が得られる。
𝑙𝑙��
𝑙𝑙���
=

Ⅲ

4𝐶𝐶�
Ⅰ
��
× ��� �� − �� �𝐶𝐶� ��𝑘𝑘���� × 𝐶𝐶�
7 − 3𝑘𝑘
�
�

⎧
⎪

⎫
𝐾𝐾��
3 ��� 3 − 3𝑘𝑘 Ⅲ ⎪
Ⅰ
��� )
���
×
𝐶𝐶
2 ���(𝐶𝐶� − �� �𝐶𝐶� �� × 𝐷𝐷� × (1 − 𝑘𝑘) × �� � + 4 𝐷𝐷�
7 − 3𝑘𝑘 � ⎬
4
Ⅲ
⎨
�
𝐶𝐶 �
⎪
⎪
7 − 3𝑘𝑘 �
⎭
⎩

(27)

酸化被膜が時間とともに厚くなるか薄くなるかの境界は、酸化被膜/LBE 界面における LBE 中の酸素濃度が沖合よりも高いか低いかを判断すればよい。そのため、①と③の境界を表す条件は(28)式で表される。

Ⅲ

Ⅱ

𝐶𝐶� = 𝐶𝐶�

(28)

-7-

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この条件において(15)式を変形すると、①と③の境界を表す以下の式が得られる。

𝑙𝑙��
=
𝑙𝑙���

Ⅲ

Ⅰ

��
𝑘𝑘���� × 𝐶𝐶�
× ��� �𝐶𝐶� � − ����𝐶𝐶� ��Ⅰ���
× (1 − 𝑘𝑘) × �
2 ���(𝐶𝐶���� ) − �� �𝐶𝐶� �� × ��

𝐾𝐾��

�
�

��
Ⅲ
�𝐶𝐶� �

(29)

以上の式を用いて 500℃における腐食形態の𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比および酸素濃度依存性を計算すると、図9、図 10 になる。図 9 は沖合の M 濃度が 0 の場合（𝑘𝑘 𝑘 𝑘）、図 10 は沖合の M 濃度が被膜/LBE
界面における M 濃度の 0.9 倍（𝑘𝑘 𝑘 𝑘𝑘𝑘）として計算したものである。𝑘𝑘の実際の値は不明であるが、図 9 は温度差が大きい場合、図 10 は温度差が小さい場合のループ環境の高温部を想定している。

①の緻密被膜生成域は酸素濃度が高く𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比が大きい場合に見られる。酸素濃度と𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比が比較的低い場合にも見られるが、範囲は非常に狭い。

②の沈殿被膜生成域は𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比が小さい場合に見られる。特に図 10 では𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比が約 0.003

以下の場合は、酸素飽和だとしても溶解・再析出による M3O4 の沈殿が生じると予想される。
③の被膜溶解域は酸素濃度が低い場合に見られる。

図 9 に比べて図 10 では②の領域が増大しており、LBE 沖合の M 濃度が高い場合は、緻密な酸化被膜を作るのに、より高い酸素濃度が必要になると予想される。
4.2 温度差がない場合の酸素濃度条件
ポット環境や温度差なしのループ環境では、沖合まで M3O4 が飽和していると考えられるので、LBE 拡散層中で酸化物が沈殿することは避けられない。そのため、ここでは LBE 沖合で酸化物が飽和している場合に、LBE 拡散層中で沈殿する酸化物が少なくなる条件について検討する。
図 11、図 12 は温度 500℃、酸化被膜厚さ 10-8～10-4m、拡散層厚さ 10-4m、LBE 沖合で M3O4が飽和している状態で、単位時間あたりに拡散層内で沈殿する M3O4 の酸素濃度依存性を示したものである。図 11 は横軸が被膜/LBE 界面における酸素濃度、図 12 は横軸が LBE 沖合における酸素濃度である。図 11 を見ると、被膜/LBE 界面の酸素濃度が約 10-7wt%付近で酸化物の沈殿速度が最大となり、それより酸素濃度が高い場合と低い場合に酸化物の沈殿速度は低下する。また、酸化被膜が厚いほど酸化物の沈殿速度は低下する。図 12 を見ると、沖合の酸素濃度が飽和濃度であっても、酸化被膜厚さが 10-8m の時は沈殿速度がかなり大きい。これは、酸化被膜が薄いため
酸素消費速度が大きく、被膜/LBE 界面の酸素濃度が約 10-6wt%まで低下しているためと考えられる。酸化被膜厚さが 10-7m 以上の時は、酸素濃度が低い場合よりも飽和している場合の方が酸化物の析出速度が小さい。

-8-

JAEA-Research 2021-019

以上より、ポット環境や温度差無しのループ環境のように、沖合まで M3O4 が飽和している場
合は、ある程度酸化被膜を厚くしたうえで、飽和濃度に近い酸素濃度にすることで緻密な被膜が生成しやすくなると考えられる。

-9-

JAEA-Research 2021-019

5. 最適酸素濃度の検討
緻密な酸化被膜を形成する条件は、温度の他にも𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� 比や、沖合の M 濃度等により変化する

ため、想定する状況によって最適酸素濃度は変化すると考えられる。一例として、最初に 200℃の LBE に浸漬し、200℃で 4000 時間等温運転を行った後、全体を 300℃に昇温し、その後高温部 500℃、低温部 300℃で運転するという状況 11)を想定した際の、最適酸素濃度や腐食抑制策について考える。LBE 中の拡散層厚さの実際の値は不明であるが、ここでは 10-4m と仮定して検討する。10-4m の根拠としては、500℃のポット環境で酸素拡散の拡散層厚さを測定したところ約 10-4m であり、LBE の流速が早い場合、拡散層厚さは小さくなるが、材料の面積が大きい場合、拡散層厚さは大きくなるため、そこまでかけ離れた値にはならないと考えている。
5.1 運転開始時における最適酸素濃度の検討
図 13 は 200℃、酸化被膜厚さ 10-8～10-4m、拡散層厚さ 10-4m、LBE 沖合で M3O4 が飽和している状態で、単位時間あたりに拡散層内で沈殿する M3O4 の、被膜/LBE 界面酸素濃度依存性を示したものである。図 13 より、酸化被膜厚さが 10-7m 程度以上あれば、酸素飽和状態で LBE 拡散層での酸化物沈殿を抑えられると考えられる。そのため、LBE に浸漬する前に 10-7m 程度以上の予備酸化被膜をつけることが重要と考えられる。実際に予備酸化により腐食が抑制されたとの報
告 12), 13)もある。
予備酸化をせずに 200℃で酸素飽和の LBE 中に 4000 時間保持した場合、酸化被膜は約 9×10-8m になるが、10-7m の予備酸化被膜をつけていた場合、酸化被膜はあまり成長しない。
図 14 は 300℃、酸化被膜厚さ 10-8～10-4m、拡散層厚さ 10-4m、LBE 沖合で M3O4 が飽和している状態で、単位時間あたりに拡散層内で沈殿する M3O4 の、被膜/LBE 界面酸素濃度依存性を示したものである。図 14 より、10-7m 程度以上の予備酸化被膜があれば酸素飽和状態で、LBE 拡
散層での酸化物沈殿を抑えられると考えられる。
図 15～図 18 は高温部を 350℃から 500℃まで 50℃おきに変化させた際の腐食形態予想図である。低温部が 300℃と固定なため、酸素濃度約 10-5wt%以上で PbO の析出が生じる。そのため、酸素濃度は最大でも 10-5wt%以下にする必要がある。必要な酸化被膜厚さは、酸素濃度が 10-5wt%の時、350℃で約 2×10-7m、400℃で約 5×10-7m、450℃で約 1.2×10-6m、500℃で約 2.5×10-6m となる。仮に 50℃ずつ昇温する場合は、酸素濃度を 10-5wt%に調整し、各温度で 150 時間ほど保持してから次の温度にすることで、LBE 拡散層での酸化物沈殿を抑えられると考えられる。
5.2 長期運転時の最適酸素濃度の検討
ここまでは酸化被膜厚さが薄い場合の話であったが、ここからは酸化被膜がある程度厚くなった場合の最適酸素濃度について考える。高温部で問題となるのは材料の腐食であり、低温部で問題となるのは高温部で溶けだした M3O4 の析出による流路閉塞と考えられる。そこで、高温部での腐食と低温部での M3O4 の析出の両方を可能な限り低減できる酸素濃度について考える。

- 10 -

JAEA-Research 2021-019

高温部での腐食を低減するためには、緻密被膜生成条件を満たしている必要がある。緻密被膜生成条件においては、M の溶解速度より酸化速度の方が大きいため、高温部の腐食速度としては
��
酸化速度を考えればよい。言い換えると、緻密被膜生成条件を満たしつつ、𝐽𝐽�− 0.75𝐽𝐽��� をできるだけ小さくする酸素濃度が理想となる。

低温部での流路閉塞を防ぐには、低温部で PbO が析出することなく、M3O4 の析出量を低減する必要がある。低温部での M3O4 の析出量は、定常状態において高温部での M の溶解量に比例す���
をできるだけ小さくする酸素濃ると考えられる。言い換えると、PbO が析出しない範囲で、𝐽𝐽�度が理想となる。

�����− 0.75𝐽𝐽��� は酸素濃度が低いほど小さくなり、𝐽𝐽�
は酸素濃度が高いほど小さくなるため、こ
𝐽𝐽�

��
���
れらの和である𝐽𝐽�
− 0.75𝐽𝐽��� + 𝐽𝐽�
が最小となる酸素濃度を最適酸素濃度と考える。つまり、この値の酸素濃度微分が 0 となる時の沖合の酸素濃度が最適酸素濃度となる。沖合の M 濃度を 0 と仮�����
− 0.75𝐽𝐽��� + 𝐽𝐽�
が最小となる場合の酸化被膜/LBE 界面の溶存酸素濃度は以下の式
定すると、𝐽𝐽�で表される。

Ⅱ

𝐶𝐶� =

�
⎧ ���
𝐶𝐶 ���
8𝐷𝐷� × ���� �� × �� � � �
⎪
Ⅰ
⎪
𝐶𝐶
��
3𝑘𝑘���� × 𝐶𝐶�

⎨
⎪
⎪
⎩

�

×

⎫
⎪
⎪

�
�

𝑙𝑙��
𝑙𝑙��� ⎬
⎪
⎪
⎭

(30)

(30)式を満たす𝐶𝐶� を𝐶𝐶� 、その時の𝐶𝐶� を𝐶𝐶� とすると、沖合の酸素濃度は(31)式で表される。
Ⅱ

Ⅱ�

Ⅱ

Ⅱ�

Ⅱ�

Ⅱ�

𝐶𝐶� +

𝐶𝐶
⎧ ���
��
𝑘𝑘� × 𝐶𝐶�× �� � � �
⎪
Ⅰ
⎪
𝐶𝐶

4𝑙𝑙���
3𝐷𝐷���� ⎨⎪⎪⎩�𝐶𝐶 ���
2𝑙𝑙�� × �� � � �
Ⅰ
𝐶𝐶�

���
− 𝐷𝐷�
×

⎫

Ⅱ� ⎪
⎪
𝐶𝐶�

𝑙𝑙��� ⎬
⎪
⎪
⎭

(31)

(31)式で表される酸素濃度を被膜が厚くなった際の最適酸素濃度と考える。図 19 は 500℃における腐食形態予想図（図 18）に、被膜が厚くなった際の最適酸素濃度を追記したものである。図19 より酸化被膜の薄い間は被膜が厚くなるにつれて(27)式（青線）にそって最適酸素濃度は低下
し、𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� が約 0.2 以上になると(31)式（黄線）に従って増加すると予想される。また、ある程度以上被膜が厚くなった場合の最適酸素濃度は、およそ 10-6wt%となっており、これは従来報告でよく用いられている酸素濃度とほぼ等しい。そのため、従来報告でよく用いられている酸素濃度は被膜がある程度成長した場合に適切な酸素濃度であると考えられる。
実際に酸素濃度を調整する場合は、あまり細かく調整するのは現実的ではないため、𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� が

約 0.17 以下の間は酸素濃度を 10-5wt%に調整し、𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� が約 0.17 以上になった後（今回の条件- 11 -

JAEA-Research 2021-019

では 500℃に昇温して約 2000 時間経過後）酸素濃度を 10-6wt%に調整することで、緻密な保護被膜が生成できると予想される。
以上をまとめると、最初に 200℃の LBE に浸漬し、200℃で 4000 時間等温運転を行った後、全体を 300℃に昇温し、その後高温部 500℃低温部 300℃で運転するという状況を想定した場合、LBE 拡散層厚さを 10-4m と仮定すると、
1． LBE に浸漬する前に、予備酸化により 10-7m 程度以上の被膜をつける。
2． 300℃以上に昇温する場合は、酸素濃度を 10-5wt%に調整し、50℃昇温する毎に約 150 時
間ずつ保持する。
3． 500℃到達後も約 2000 時間は酸素濃度を 10-5wt%のまま保持し、約 2000 時間経過後に10-6wt%に調整する。
といった対策をすることで 9Cr-1Mo 鋼表面に緻密な保護被膜が生成し、腐食抑制につながると予想される。

- 12 -

JAEA-Research 2021-019

6. 結言
溶融鉛ビスマス中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食モデルを作成し、最適な酸素濃度や腐食抑制策についての検討を行った。
溶融鉛ビスマス中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食形態は、酸化被膜厚さと拡散層厚さの比（𝑙𝑙�� /𝑙𝑙��� ）や、沖合の M 濃度、温度等により変化し、その成膜挙動から、緻密被膜生成、沈殿被膜生成、被膜溶解の三つに分類した。

腐食を抑制するには、可能な限り緻密被膜生成条件を維持できるように酸素濃度を調整することが重要であり、そのためには LBE に浸漬する前に 10-7m 程度以上の予備酸化被膜をつける必要がある。
溶融鉛ビスマス中における 9Cr-1Mo 鋼の腐食を低減しつつ、ループ環境低温部での流路閉塞を防止するための最適酸素濃度を予想した。従来報告でよく用いられる約 10-7～10-5wt％という酸素濃度は、酸化被膜がある程度成長した場合に適切な酸素濃度であり、被膜が薄い場合は、より高い酸素濃度が必要になると予想された。

- 13 -

JAEA-Research 2021-019

参考文献
1) OECD NEA, “Handbook on Lead-bismuth Eutectic Alloy and Lead Properties, Materials
Compatibility, Thermal-hydraulics and Technologies-2015 Edition”, NEA. No. 7268, 2015, 948p.
2) Tsisar, V., Schroer, C., Wedemeyer, O., Skrypnik, A., Konys, J., “Characterization of corrosion
phenomena and kinetics on T91 ferritic/martensitic steel exposed at 450 and 550 ℃ to flowing
Pb-Bi eutectic with 10-7 mass% dissolved oxygen”, Journal of Nuclear Materials, 494, 2017,
pp.422-438.
3) Gossé, S., “Thermodynamic assessment of solubility and activity of iron, chromium, andnickel in lead bismuth eutectic”, Journal of Nuclear Materials, 449, 2014, pp.122-131.
4) Dong, H., Ye, Z., Wang, P., Li, D., Zhang, Y., Li, Y., “Effect of cold rolling on the oxidation
resistance of T91 steel in oxygen-saturated stagnant liquid lead-bismuth eutectic at 450 ℃
and 550 ℃”, Journal of Nuclear Materials, 476, 2016, pp.213-217.
5) Gnecco, F., Ricci, E., Bottino, C., Passerone, A., “Corrosion behavior of steels in lead-bismuth
at 823 K”, Journal of Nuclear Materials, 335, 2004, pp.185-188.
6) Kurata, Y., Futakawa, M., Saito, S., “Comparison of the corrosion behavior of austenitic andferritic/martensitic steels exposed to static liquid Pb-Bi at 450 and 550 ℃”, Journal of Nuclear
Materials, 343, 2005, pp.333-340.
7) Martinelli, L., Balbaud-Célérier, F., Terlain, A., Delpech, S., Santarini, G., Favergeon, J.,
Moulin, G., Tabarant, M., Picard, G., “Oxidation mechanism of a Fe-9Cr-1Mo steel by liquid
Pb-Bi eutectic alloy (Part Ⅰ)”, Corrosion Science, 50, 2008, pp.2523-2536.
8) Martinelli, L., Dufrenoy, T., Jaakou, K., Rusanov, A., Balbaud-Célérier, F., “Hightemperature oxidation of Fe-9Cr-1Mo steel in stagnant liquid lead-bismuth at several
temperatures and for different lead contents in the liquid alloy”, Journal of Nuclear Materials,
376, 2008, pp.282-288.
9) Soler, L., Martín, F., J., Hernández, F., Gómez-Briceño, D., “Corrosion of stainless steels in
lead-bismuth eutectic up to 600 ℃”, Journal of Nuclear Materials, 335, 2004, pp.174-179.
10) Yeliseyeva, O., Tsisar, V., Benamati, G., “Influence of temperature on the interaction modeof T91 and AISI 316L steels with Pb-Bi melt saturated by oxygen”, Corrosion Science, 50, 2008,
pp.1672-1683.
11) 菅原 隆徳, 小松 篤史, “鉛ビスマス冷却型加速器駆動核変換システムにおける酸素消費量の評価”, JAEA-Research 2020-016, 2021, 44p.
12) Ilinčev, G., Kárníc, D., Paulovič, M., Doubková, A., “The effect of temperature and oxygen
content on the flowing liquid metal corrosion of structural steel in the Pb-Bi eutectic”, Nuclear
Engineering and Design, 236, 2006, pp.1909-1921.
13) Doubková, A., Gabriele, F., D., Brabec, P., Keilová, E., “Corrosion behavior of steels inflowing lead-bismuth under abnormal conditions”, Journal of Nuclear Materials, 376, 2008,
pp.260-264.

- 14 -

JAEA-Research 2021-019

材料

酸化被膜

LBE拡散層LBE沖合
LBE中O濃度，COO化学ポテンシャル，μO

M化学ポテンシャル，μM
Ⅰ

Ⅱ

LBE中M濃度，CM

Ⅲ
lLBE

lox

図 1 腐食モデルの模式図

1E-14

放物線速度定数, kpsat / m2s-1

y = 1.0100E-08e-1.4492E+04x
1E-15

1E-16

1E-17

●
●
●
●
●
●

1E-18
0.0011

Dong, 2016 4)
Gnecco, 2004 5)
Kurata, 2005 6)
Martinelli, 2008 7), 8)
Soler, 2004 9)
Yeliseyeva, 2008 10)0.00120.00130.0014温度の逆数, T-1 / K-1
図 2 酸素飽和 LBE 中の 9Cr-1Mo 鋼の放物線速度定数のアレニウスプロット- 15 -

JAEA-Research 2021-019

8.0E-05

1.0E+00

O濃度

7.0E-05

1.0E-02

6.0E-05

1.0E-035.0E-05

1.0E-04

4.0E-05

1.0E-05

3.0E-05

1.0E-06

M濃度

2.0E-05析出速度 / molm-3s-1

濃度, C / molm-3

1.0E-01

1.0E-05

1.0E-07

0.0E+00
1.0E-08
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 3 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-1molm-3 = 10-4wt%）

1.0E+00

O濃度

3.5E-04

1.0E-02

3.0E-04

1.0E-03

2.5E-04

1.0E-04

M濃度

1.0E-05
1.0E-06

2.0E-04
1.5E-04析出速度

1.0E-07

1.0E-04
5.0E-05

1.0E-08
0.0E+00
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 4 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-2molm-3 = 10-5wt%）- 16 -

析出速度 / molm-3s-1

濃度, C / molm-3

1.0E-01

4.0E-04

JAEA-Research 2021-019

8.0E-03

1.0E+00

7.0E-03M濃度

6.0E-03

濃度, C / molm-3

1.0E-02
1.0E-035.0E-03

O濃度

1.0E-04

4.0E-03

1.0E-05

3.0E-03析出速度

1.0E-06

2.0E-03析出速度 / molm-3s-1

1.0E-01

1.0E-03

1.0E-07

0.0E+00
1.0E-08
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 5 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-3molm-3 = 10-6wt%）

1.6E-03

1.0E+00

M濃度

1.4E-03
1.2E-03

濃度, C / molm-3

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04

1.0E-03

O濃度

8.0E-04

1.0E-05

6.0E-04

1.0E-06

4.0E-04析出速度

1.0E-072.0E-04

0.0E+00
1.0E-08
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 6 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-4molm-3 = 10-7wt%）- 17 -

析出速度 / molm-3s-1

1.0E-01JAEA-Research 2021-019

8.0E-05

1.0E+00

M濃度

7.0E-05

1.0E-02

6.0E-05

1.0E-035.0E-05

1.0E-04

O濃度

4.0E-05

1.0E-05

3.0E-05

1.0E-06

2.0E-05

1.0E-07

1.0E-05析出速度 / molm-3s-1

濃度, C / molm-3

1.0E-01

0.0E+00
1.0E-08
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 7 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-5molm-3 = 10-8wt%）

1.0E+00

M濃度

7.0E-05

濃度, C / molm-3

1.0E-02
1.0E-03

6.0E-05
5.0E-05

O濃度

1.0E-04

4.0E-05

1.0E-05

3.0E-05

1.0E-06

2.0E-05

1.0E-07

1.0E-05

1.0E-08
0.0E+00
0.E+00 2.E-05 4.E-05 6.E-05 8.E-05 1.E-04

酸化被膜/LBE界面からの距離 / m
図 8 拡散層中の濃度分布および M3O4 の析出速度計算結果（ lox = 10-6m、 lLBE = 10-4m、COⅢ = 6.3×10-6molm-3 = 10-9wt%）- 18 -

析出速度 / molm-3s-1

1.0E-01

8.0E-05

JAEA-Research 2021-019

1.E+02酸素濃度, CO / molm-3(17)式

1.E+00①緻密被膜生成

(27)式

10-6

②沈殿被膜生成(29)式

1.E-0410-7
10-8

1.E-05
1.E-06
1.E-0410-4
10-5

1.E-02
1.E-0310-3酸素濃度, CO / wt%

PbO生成

1.E+01

1.E-01

10-2

10-9

③被膜溶解
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 9 500℃、k = 0 の時の腐食形態予想図

1.E+02

PbO生成

1.E+0010-3

緻密被膜生成1.E-0110-5

1.E-0210-6沈殿被膜生成1.E-0310-7

1.E-0410-8

1.E-05
1.E-06
1.E-04

10-4

10-9

被膜溶解
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 10 500℃、k = 0.9 の時の腐食形態予想図- 19 -

1.E+01

酸素濃度, CO / wt%

1.E+01

酸素濃度, CO / molm-3

10-2

JAEA-Research 2021-019

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / wt%
10-8
10-7
10-6
10-5
10-4

1.E+0410-3酸化物析出速度 / molm-2s-1

1.E+02
1.E+00
1.E-02
1.E-04
被膜厚さ
10-8m
m
10-8
-7
10 m
m
10-7
m
10-6m
10-6
10-5m
m
10-5
-4m
10
10-4 m1.E-06
1.E-08
1.E-101.E-12
1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01 1.E+00 1.E+01

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / molm-3
図 11500℃における酸化物析出速度の酸化被膜/LBE 界面酸素濃度依存性

酸化物析出速度 / molm-2s-1

1.E+04沖合酸素濃度, CO / wt%
10-7
10-6
10-5
10-4

10-8

10-3

1.E+02
1.E+00
1.E-02
1.E-04被膜厚さ

1.E-06

10-8m
10-8
10-7m
10-7
10-6m
10-6
10-5m
10-5
10-4m
10-4

1.E-08
1.E-101.E-12
1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01 1.E+00 1.E+01

沖合酸素濃度, CO / molm-3
図 12 500℃における酸化物析出速度の沖合酸素濃度依存性- 20 -

JAEA-Research 2021-019

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / wt%

1.E+01

10-14 10-13 10-12 10-11 10-10 10-9 10-8 10-7 10-6酸化物析出速度 / molm-2s-1

1.E-01
1.E-03
1.E-05
1.E-07
1.E-09
1.E-11

被膜厚さ

1.E-13

10-8m
m
10-8
-7m
10
10-7 m
10-6m
m
10-6
m
10-5m
10-5
10-4m
m
10-4

1.E-15
1.E-17
1.E-19
1.E-11

1.E-09

1.E-07

1.E-05

1.E-03

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / molm-3
図 13 200℃における酸化物析出速度の酸化被膜/LBE 界面酸素濃度依存性

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / wt%
10-11 10-10 10-9 10-8 10-7 10-610-5酸化物析出速度 / molm-2s-1

1.E+02
1.E+00
1.E-02
1.E-04
1.E-06
1.E-08
1.E-101.E-12
1.E-14
1.E-16
1.E-08

被膜厚さ
10-8m
10-8
10-7m
10-7
10-6m
10-6
10-5m
10-5
10-4m
10-4

1.E-06

1.E-04

1.E-02

酸化被膜/LBE界面酸素濃度, CO / molm-3
図 14 300℃における酸化物析出速度の酸化被膜/LBE 界面酸素濃度依存性- 21 -

JAEA-Research 2021-019

1.E+00

PbO生成

1.E-0210-5緻密被膜生成1.E-03
1.E-04
1.E-0510-710-8

沈殿被膜生成10-9

1.E-0610-10

1.E-07
1.E-08
1.E-0410-6

酸素濃度, CO / wt%

1.E-01

酸素濃度, CO / molm-3

10-4

10-11

被膜溶解
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 15 高温部 350℃、低温部 300℃、k = 0 の時の腐食形態予想図

1.E+00

PbO生成

1.E-0210-5緻密被膜生成1.E-0310-7

沈殿被膜生成1.E-0410-8

1.E-0510-9

1.E-06

10-10

被膜溶解

1.E-07
1.E-08
1.E-0410-6

10-11
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 16 高温部 400℃、低温部 300℃、k = 0 の時の腐食形態予想図- 22 -

酸素濃度, CO / wt%

1.E-01

酸素濃度, CO / molm-3

10-4

JAEA-Research 2021-019

1.E+00

PbO生成

10-5

緻密被膜生成1.E-0210-6沈殿被膜生成10-7

1.E-0410-8

1.E-0510-9

1.E-0610-10

1.E-07
1.E-08
1.E-04酸素濃度, CO / wt%

酸素濃度, CO / molm-3

1.E-01

1.E-03

10-4

10-11

被膜溶解
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 17 高温部 450℃、低温部 300℃、k = 0 の時の腐食形態予想図

1.E+00酸素濃度, CO / molm-3

1.E-03

緻密被膜生成沈殿被膜生成

10-5
10-6
10-7

1.E-0410-8

1.E-0510-9

1.E-06
1.E-07
1.E-08
1.E-04

10-10

被膜溶解

10-11
1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 18 高温部 500℃、低温部 300℃、k = 0 の時の腐食形態予想図- 23 -

酸素濃度, CO / wt%

PbO生成

1.E-01
1.E-02

10-4

JAEA-Research 2021-019

1.E+00

PbO生成

10-5

緻密被膜生成1.E-0210-6沈殿被膜生成1.E-0310-7

1.E-0410-8

1.E-0510-9

1.E-0610-10

1.E-07

10-11

被膜溶解

1.E-08
1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

被膜厚さと拡散層厚さの比, lOX/lLBE
図 19 高温部 500℃、低温部 300℃、k = 0 の時の腐食形態予想図（図 18 に被膜成長時の最適酸素濃度（黄線）を追記）- 24 -

酸素濃度, CO / wt%

1.E-01

酸素濃度, CO / molm-3

10-4