ISSN 1 3 40- 4482

Vol. 25 2018

目

次
巻

F‑1

頭

言

プロ意識が欠かせない …………………………………………………… 中村

政雄

1

ほか

2

…………………………………………… 藤田 智博

17

論

文

社会システム研究所
SR‑1

職場風土改善のための方策に関する研究‑ コミュニケーションコーナー設置の試み ‑ ……………………… 後藤

SR‑2

SR‑3

学

原子力産業の安全風土調査へのマルチレベル分析の適用

スパース判別分析による属性別安全風土の特徴抽出……………………………………………… 西田

SR‑4

豊

25

賢

ほか

31

…………………………………………… 古寺

良臣

46

昌幸

51

ほか

63

ノンテクニカルスキルに着目した緊急時対応訓練の開発（3）‑「たいかん訓練」における評価に向けた課題 ‑ ………………… 彦野

SR‑5

原子力発電に係る情報提供方法に関する一考察

技術システム研究所
NT‑1

実力基準保全による検査頻度の合理化（確率論的破壊力学による機器破損確率への影響評価）…………………………………………… 釜谷

NT‑2

T 字配管合流部における壁面温度変動の数値シミュレーション………………………………… 歌野原

NT‑3

オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属のミクロ組織への熱時効と照射の影響…………………………………… 藤井

NT‑4

克彦

ほか

75

SUS630 の高温水中の SCC 進展挙動（第２報）‑ 熱時効，温度，応力の影響 ‑…………………………………… 山田

NT‑5

陽一

卓陽

ほか

91

照光

ほか

102

中性子照射ステンレス鋼の粒界酸化部の破壊特性の評価…………………………………… 三浦NT‑6

海外及び国内で発生した原子力発電所のトラブル原因の分析…………………………………… 小松

NT‑7

輝雄

ほか

110

米国原子力発電所における熱交換器本体の不具合発生傾向……………………………………………… 徳久

聡

117

至孝

ほか

120

郁夫

ほか

137

千裕

ほか

143

…………………………………………… 大磯

眞一

149

弘二

ほか

156

道雄

ほか

174

巧

ほか

187

…………………………………………… 石田

仁志

209

秀夫

214

NT-8

運用上の介入レベルに基づく被ばく線量計算手法の検討‑ OIL1，２用再浮遊係数の評価 ‑ ……………………………… 吉田

NT-9

シビアアクシデント演習ツールの改良…………………………………… 川崎

NT‑10 ATWS 事象の RELAP5-3D による解析……………………………………… 柳

資
R‑1

R‑2

料

2017 年度美浜町小中学校エネルギー環境教育質問紙調査結果

T 字配管の高低温水合流部における流体・構造熱連成数値シミュレーション手法の検証用データ…………………………………… 三好

解
C‑1

説

鉛直管と加圧器サージ管における気液対向流制限…………………………………… 村瀬

C‑2

TT690 合金の SCC に関する知見と今後の課題……………………………………… 寺地

C‑3

C‑4

ステンレス鋳鋼超音波探傷試験システムの開発と実機適用

長期運転に関する知識伝承について…………………………………………… 田中

CONTENTS

Foreword
F-1
Are you professional?
………………………………………………………………………………… Masao Nakamura

1

ArticlesInstitute of Social Research
SR‑1 Action Research on Improvement of the Workplace Climate‑ Trial Attempt to Establish a Communication Corner ‑ ………… Manabu Goto et al.

2

SR‑2 Applying Multi-Level Modeling to Safety Climate Researchin the Japanese Nuclear Industry ……………………………………… Tomohiro Fujita

17

SR‑3 Extracting Features of Attribute-speciﬁc Safety Climate
via Sparse Partial Least Squares Discriminant Analysis ……………… Yutaka Nishida25

SR‑4 Development of emergency response training focusing on Non-Technical Skills（3）‑ Review and prospects for building a more eﬀective training system（ECOTEC）‑…………………………………………………………………………… Masaru Hikono et al.
31
SR‑5 Considering a way to provide information to the general public
about nuclear power generation ………………………………………… Yoshimi Kodera

46

Institute of Nuclear Technology
NT‑1 Optimization of inspection interval by applying performance based maintenanceconcept（Assessment of change in failure probability by probabilistic fracture mechanics）……………………………………………………………………………… Masayuki Kamaya
51
NT‑2 Conjugate Numerical Simulation of Wall Temperature Fluctuation
at a T-junction Pipe………………………………………………………………………… Yoichi Utanohara et al.

63

NT‑3 Inﬂuence of long-term thermal aging and irradiation
on microstructure of austenitic stainless steel welds…………………………………………………………………………… Katsuhiko Fujii et al.

75

NT‑4 SCC Growth Behavior of SUS630 in High-Temperature Water（2nd report）‑ The eﬀects of thermal aging, temperature and applied stress on SCC ‑…………………………………………………………………………… Takuyo Yamada et al.

91

NT‑5 Characterization of fracture behavior of oxidized grain boundary
in neutron-irradiated stainless steel………………………………………………………………………… Terumitsu Miura et al.

102

NT‑6

Analysis of trouble cause of nuclear power plant occurred in overseas and domestic………………………………………………………………… Teruo Komatsu et al.
110

NT‑7 Trend Analysis of heat exchanger Failure Events at U.S. Nuclear Plants………………………………………………………………………………… Satoshi Tokuhisa

117

NT‑8 Study on Dose Calculation Method for Operational Intervention Level‑ Evaluation of the Resuspension Factor for OIL1 and OIL2 ‑………………………………………………………………………… Yoshitaka Yoshida et al.

120

NT‑9 Improvement of the severe accident practice tool…………………………………………………………………………… Ikuo Kawasaki et al.

137

NT‑10 Analysis and Evaluation for ATWS Event by RELAP5-3D…………………………………………………………………………… Chihiro Yanagi et al.

143

Reference
R‑1
Energy Environmental Education Questionnaire Survey Results Obtainedby Mihama Town Targeting the Elementary and Junior High School Pupils in 2017……………………………………………………………………………………… Shinichi Oiso

149

Data for validation to improve ﬂuid-structure thermal coupled simulation methods
R‑2
at a mixing tee……………………………………………………………………………… Koji Miyoshi et al.
156

Commentary
C‑1
Counter-Current Flow Limitation in Vertical Pipes and a Pressurizer Surge Line…………………………………………………………………………… Michio Murase et al.
174
Current Knowledge and Future Challenges on SCC in Alloy 690 TT
C‑2…………………………………………………………………………… Takumi Terachi et al.

187

Development of ultrasonic testing system for cast stainless steel
C‑3and application in the ﬁelds…………………………………………………………………………………… Hiroshi Ishida

209

C‑4
Knowledge Transfer for Long Term Operation…………………………………………………………………………………… Hideo Tanaka

214

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 F 1

1━━ 巻頭言 ━━プロ意識が欠かせない
Are you professional?
中村政雄（Masao Nakamura）＊1

1996 年５月１日夜，ナゴヤ球場での巨人−中日

ソニー中央研究所長だった菊池誠さん（故人）

戦をテレビ観戦していたら乱闘騒ぎが起きた．ピッが米マサチューセッツ工科大学（MIT）のドクター

チャーの投球が打者の頭をかすめたのである．よ

論文審査に立ち合ったことがある．ある論文がはけなければ直撃だった．前日の試合でもデッドボー

ねられた．日本なら，どう見てもパスする優秀なルを食らっていた打者はカーッとなった．ピッ

内容である．菊池さんの疑問に，審査を担当した

チャーも「何を」と反応した．

教授はこう答えたという．

プロのスポーツで，頭に血がのぼることがある「文章が難しすぎる．ドクターを与えるというこのは仕方がない．問題はそのあとだ．長嶋監督はとは，この人が社会に貢献できる能力を保証する

守備についていたナインを引き揚げ試合は 32 分間

ことだ．こんなに難しい表現しかできないようで中断した．そのころ球場は今のような屋根付きドーは社会に貢献できない」

ムではなかった．冷たい雨の中，満員の観客はその間放置された．

若い時に聞いたこの言葉は，今でも心の中に強く残っている．

観客を楽しませるのがプロの務めだ．腹が立と私はこれまでアメリカでずいぶん取材したが，うが，理不尽であろうが，それは内側の論理だ．

どこの役所も研究所も大学も日本からの新聞記者

観客に対するサービスを怠っていい理由にはならに親切だった．自分たちの仕事は社会に貢献するない．

ためにあるのだという姿勢がにじみ出ていた．

その後プロ野球側は反省し，試合進行のスピー

新聞記事でも，記者が楽をして書くと読者が苦ドアップに努力するようになったが，選手もチー労する．書く側が苦労して楽しく読めるように書ムも個人記録や責任に拘泥するせいか，やたらダ

けば読む側は楽だ．どちらも楽で双方ハッピィなラダラしたゲームを見せることがある．1960 年代

どあり得ない．研究者の論文も他人さまに読んでまでの野球全盛時代，プロ野球の試合は１時間 30

頂くために書くのなら，それなりの工夫がいる．

分か 40 分だった．甲子園の高校選抜野球は２時間

プロ野球と同じだ．

かかるので長いなと感じていた．サッカーの人気研究や開発にはスピードも大事だ．人類が初めが高まるにつれ野球の試合運びののろさがいっそて月面に到着し無事生還した米国のアポロ計画は，

う気にかかる．

大統領の公約通り 10 年で実現し世界を熱狂させた．

見る側からはテンポの早い試合が面白い．やる

日本の巨大国家プロジェクト高速増殖炉「もん側からは，見て面白いより自分の責任の方が重要

じゅ」は 40 年かかっても完成せず，開発を放棄した．

なのだろう．責任は給料に直結しているからであ

時間がかかり過ぎ，世間の支援が薄れた．責任者

る．しかし，面白くなければ観客は減る．減れば，にプロ精神が欠けていた．

職業自体が成り立たなくなるではないか．

＊ 1 （株）原子力安全システム研究所 最高顧問
科学ジャーナリスト，元読売新聞論説委員

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

2

職場風土改善のための方策に関する研究＊ 1−コミュニケーションコーナー設置の試み−
Action Research on Improvement of the Workplace Climate‑ Trial Attempt to Establish a Communication Corner ‑後藤

学（Manabu Goto）＊2

河合学（Manabu Kawai）＊2

金山

正樹（Masaki Kanayama）＊2

藤野秀則（Hidenori Fujino）＊3

要約
職場内でのインフォーマルコミュニケーションの活性化を目的としたアクションリサー
チを行った．ある職場を対象に平日の１時間限定でコミュニケーションコーナーを設置し，その後，一層のコミュニケーションの活性化を図るため３つの取り組み（①ラジオ体操の放送，②情報ディスプレイの設置，③持ち寄りイベントの開催）を行った．２回のアンケート調査でコーナーの利用状況を調査したところ，上司 ‑ 部下間，異世代間の会話と比較すると，部門・部署の垣根を越えた会話が多く経験されていた．また，職位別でみると，管理職では全般的に会話が多く経験されていること，一般職では調査１よりも調査２で「仕事を進めるヒント／頭の整理」を経験する人の割合が増えていることがわかった．今回の介入を通じて，同種の方策を職場で実施する
場合の意義や課題について考察した．
キーワード

職場風土，インフォーマルコミュニケーション，アクションリサーチ

Abstract
We conducted action research for the purpose of activating informal communicationin the workplace. A tea corner for employees where they could communicate with each otherwas established in a cafeteria of a company, and three types of interventions were made. A
questionnaire survey was conducted two times to investigate the usage of the tea corner. As
a result, three ﬁndings were obtained. 1）
There was not much conversation between the bossand his subordinates, but there were many conversations between members belonging diﬀerent
departments. 2）
Many conversations were held among persons in managerial positions. 3）
Amongnon-managerial workers, more people gained tips about work than before. The importance andissues of this research were considered.
Keywords

workplace climate, informal communication, action research

1. はじめに

一方，インフォーマルコミュニケーションは，従業員の個人的な欲求に基づいて，自発的に発生する対本研究では，職場風土改善のための方策の一つと人関係ネットワークを通じて行われる．そこでの会

して，コミュニケーション活性化の試みを取りあげ

話内容には，会社や仕事に関わること，個人的なこる．職場におけるコミュニケーションは，その性質と，噂話，その他雑談など様々なものが含まれる．

によって大きくフォーマルコミュニケーションとメイヨー（Mayo, G.E.）らは，一連のホーソン実

インフォーマルコミュニケーションとに分けられ

験＊ 4 のなかで，職場の生産性やモラールにとってる（松原，1990）．フォーマルコミュニケーション

インフォーマルな集団の影響が大きいことを指摘しは，組織目標の効果的な達成を主眼とし，職制に対た．また，以降の多くの研究が，インフォーマルな応して垂直方向，
水平方向に分け隔てなくなされる．

人間関係と，そこで交わされるコミュニケーション＊ 1 本研究の一部は，産業・組織心理学会第 34 回大会にて報告した（藤野・後藤・金山，2018）．
＊ 2 （株）原子力安全システム研究所 社会システム研究所＊ 3 福井県立大学 経済学部

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3が集団活動に多大な影響を及ぼすことを明らかにし2011）．交流の「機会」の提供とは，中止していたてきた．

社内運動会を復活させたり，普段の部署とは異なる

その後，インフォーマルコミュニケーションの重従業員同士がサークルを作って仕事以外の活動に励要性が一般に周知・理解されるにつれて，オフィス

んだり，会社負担で懇親会を実施したりといった形

空間にも変化が見られるようになった（三幸エス

式の取り組みである．一方，交流の「場」の提供とテート，2018）．1980 年代までの日本では，オフィ

は，オープン型の喫煙コーナーの設置，従来の休憩

スは，執務室とフォーマルなミーティングを行う会

スペースの見直し，そのほか共有のコピー機，プリ

議室という２つの要素で構成されていた．それがンタなどの設置場所を人の集まりやすい場所にする

1990 年代以降，新たな要素として多目的なテーブなどの取り組みがある．加えて，大企業でよくみらル席を設けたり，休憩スペース（リフレッシュエリ

れるオープンアドレスなど，オフィス空間を劇的にア）の導入が進むなど，
インフォーマルコミュニケー

変えるようなやり方も偶発的な交流の場を作り出す

ションを産み出すためのエリアが次々に設置された取り組みの一つといえる．

（野中・梅本，2001）．

本 研 究 で は，IT 化 に よ る コ ミ ュ ニ ケ ー シ ョ ン

2000 年代に入ると，IT 化が進み，職場でのコミュレスに加え，従業員同士の交流が図られにくいとニケーションスタイルが一変した．電子メールの登

いった，多くの職場と共通の問題を抱えた一事業所

場は，私たちが相手と面と向かってコミュニケー

を対象にコミュニケーション活性化の取り組みを

ションをとる機会を減らし，特に一方的な報告や連行った．具体的には新たな出会い・交流の場，また絡においては，対面のコミュニケーションにとって知識共有・技術伝承の場，アイデアなどの共創の場

かわるほどの存在となった．さらに各職場に時間的となることを目的にコミュニケーションコーナーをな余裕がなくなったことで，業務を進めることに精設置し，利用状況を見ながら，いくつかの取り組み

一杯で，いろいろな職場の仲間と雑談をするようなを行った．

時間を惜しむような風潮も出てきた．

職場内コミュニケーションを活性化するために

これと並行するように，オフィスでは健康志向のは，いつも決まった相手，知っている相手とコミュ高まりにより分煙化が進み，各企業はいわゆる休憩

ニケーションをとるだけでなく，自分にとって異質スペースとは独立して，喫煙スペース（喫煙室）をの相手とコミュニケーションをとることが重要であ確保する必要性が生じた．スペースが限られている

ると考えられる．たとえば，これまで話しにくそう

オフィスの場合には，かつてのリフレッシュエリアに感じていた相手との出会い・会話がきっかけとのスペースを喫煙室に充てるような事態も生じていなって，新たな対人関係の輪が広がり，仕事をよりる．そのため，喫煙室の設置は，喫煙者同士のイン円滑に進められるようになることがある．また，自フォーマルコミュニケーションを活性化させたもの

分とは大きく年の離れた年長者に悩みを相談するこの，喫煙者と非喫煙者の間でのインフォーマルコ

とで，仕事で感じていた困難の打開策や，仕事のや

ミュニケーションを阻害している面もあることが指り方のコツ，仕事との向き合い方などを示してもら

摘されている．

えることもある．ときには，自分とは考え方や価値

このような背景もあって，現在多くの企業では，職場全体でのインフォーマルコミュニケーションを観の異なる人が，自分には到底考えの及ばないアイ
デアを出してくれることがある．

再び活性化させるべく様々な取り組みが進められてただ，私たちは一般的に異質の相手とのコミュニいる．代表的な取り組みとしては，企業が従業員にケーションが得意ではない．自分と同じような背景

対して，交流の「機会」を提供する取り組みと，交を持った相手とは，あらかじめ前提（文脈，背景知流の「場」
を提供する取り組みとに整理できる（岸本，識）を多く共有しており，コミュニケーションがと＊4

1924 年，長距離電話会社 AT&T の製造部門であったウェスタン・エレクトリック社は，イリノイ州ホーソンにある工場で，科学的管理法に基づいて生産効率の改善を目的とした大規模な実験を開始した．1927 年には，ハーバード大学のメイヨーやレスリス
バーガーらの研究者が加わり，新たな実験が開始され，作業時間や休憩時間などの労働条件を変化させて生産性との関係を検討した．それらの実験のうちの一つは，職場から選抜された６人の女性工員を被験者としたもので，様々な条件の下で，部品の組立作業が観察記録された．ときに不利な労働条件が設定されても，被験者たちの作業量は観察されている間上昇し続けた．この結果に影響した要因として，会社が行っている重要な研究に協力しているという誇りや，誰かの成績が悪くなれば他のメンバーがそれをカバーするといった仲間関係の形成が関わっていることが指摘されている（大橋・竹林，
2008）．

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4

りやすい（池田，2000）．その一方で，異質の相手

内容が異なり，それぞれが独立して業務を行っていとは前提をあまり共有できていないため，コミュニる．そのため，管理部門と部門 A，B とは業務上のケーションのきっかけがつかみづらく，その後の進連携が不可欠であるが，部門 A と部門 B は連携がし展も覚束ない．

にくい状況にある．また，各部門内の各部署単位でそこで今回の介入では，職場における代表的な異も担当業務が個別化しており，他部署の人とコミュ質な相手として，①上司 ‑ 部下間，②異世代間，③

ニケーションをとる機会が少ない．そのため，職場

異部門・異部署間の関係を取り上げ，そういった相が静か過ぎるといった懸念の声は以前から幹部を中手とのコミュニケーションがどの程度活性化される

心にあがっていた．

のかに特に注目した．
本研究はアクションリサーチであり，実際の職場の中でのコミュニケーション活性化を試みるものである．ただし，そこでの介入の方法については，この職場にとって仮に適切な方法であったとしても，

4. 介入１4.1. コーナーの設置

他の職場に即座に適用できるような知見を提供できそういった状況を受け，職員のさらなる交流を図ているとは限らない．ただ，今回の介入には，同様ることを目的に，2017 年４月 19 日に「コミュニケーの問題を抱えた他職場に適用可能なエッセンスが含

ションコーナー」が設置された（表１）．コミュニ

まれていると考えられ，その助けとなることを目指

ケーションコーナーとは，３階建ての事業所（1F：

している．

実験室，2F：執務室，3F：会議室，図書室，食堂，

2. 目的喫煙室）の３階にある食堂内の喫茶カウンターを活用して，平日の 14：30 〜 15：30 までの時間限定で置かれるセルフサービスのコーヒー・ティーコーナー

本研究は，職場風土改善の一環として，ある事業のことを指す．コーヒーメーカーや湯沸しポットな所で試みられた介入（コミュニケーションコーナー

どの設備，ドリップコーヒーやティーパック，カッの設置とその後の取り組み）が職員のコミュニケー

プ，シュガー，フレッシュなどの消耗品については

ションの活性化に寄与するのかを検討することにあ会社が支給した．職員には，設置前にコミュニケー

る．そして，コミュニケーションコーナーの運用にションコーナーの運用方法と設置目的（「セルフサー

伴う課題を抽出し，今後の介入方法の手がかりとビスのコーヒー・ティーコーナーですので，職場のする．

仲間との意思疎通や連携，業務遂行に関する意見交

具体的な手順としては，2017 年４月にコミュニ
ケーションコーナーを設置，その後運用を続け，約半年後にあたる 10 月に，利用状況の調査（調査１）を実施した（表１）．

換，ひらめきや発想の場にご活用ください．
」）等がメール周知された．
なお，この事業所の食堂は，飲料の自動販売機や給茶器が併設されていて，昼食時以外であっても職その結果をふまえ，コミュニケーション活性化の員が出入りしている．ただし，職員が必要なときに観点で不十分な点を抽出し，いくつかの新たな取り飲料を購入したり，お茶を汲みに行ったりするだけ

組みを検討した．2018 年１月から順次それらに取で，昼食時以外の時間帯に多くの職員が集まったり，り組み，３月の時点でコミュニケーションコーナーの利用状況と追加した取り組みの効果を確認するた

表１めの調査（調査２）を実施した．

年

3. フィールド

2017

コミュニケーションコーナーに関する出来事
月日

主な出来事

4/19 コミュニケーションコーナー開設
10/12 〜 20 アンケート調査（調査１）
1/9 ラジオ体操放送開始

本研究が対象とした事業所は，管理部門と２つの現業部門（部門 A，部門 B）の３部門から構成されている．管理部門は，事業所全体の庶務と事業所運
営の中核を担っており，部門 A と部門 B は，業務

2/1 情報ディスプレイ設置
2018

2/14 持ち寄りイベント①
3/14 持ち寄りイベント②
3/19 〜 4/3 アンケート調査（調査２）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

滞留することは以前にはなかった．一方で食堂の向かい側には喫煙室が設けられており，昼食時以外でも喫煙目的に職員の一部が集まり，会話を交わす姿がみられる．

5

4.3. 結果
4.3.1. 利用状況
コーナーの利用有無（Q1）を問うたところ，「利

4.2. 検証アンケート（調査１）

用あり」が 84%（65 名）であった．
「利用あり」の回答割合を管理職，一般職，派遣社員別で集計した

コミュニケーションコーナー設置から約半年にあ結果を，図１に示す．

たる 2017 年 10 月 12 日〜 20 日に，コーナー（以下，

次に，Q1 で「利用あり」と答えた 65 名（調査１）

コミュニケーションコーナーを，単に「コーナー」に利用頻度（Q2）を問うた．全体と職位・雇用形と略記することがある）の利用状況を把握すること

態別の割合を図２に示した．

を目的にアンケート調査を実施した（調査１）．調

利用率，利用頻度ともに管理職で高かった．管理

査方法は Web アンケートで，従業員 80 名に事前に職は多くの人でコーナーの利用経験があり，利用頻アンケートサイトにログインするための ID を配布

度も高かった．一般職では利用経験は高かったもの

し，回答を求めた．77 名から回答を得た（回収率の，利用頻度は最も低かった．

96.3％）．77 名の職位・雇用形態別の内訳は，正社

0%

名）
，
派遣社員 18％（14 名）であった（未回答１名）．
アンケートの質問項目については，
表２に示した．
回答形式は多くの質問で択一の選択式，質問 Q10 についてのみ自由記述式であった．ただし，択一式の質問で「その他」を選択した場合にも自由記述で回答したデータが含まれる．
表２問

Q１ コーナーの利用有無

選択式（２件法）

Q２ 利用頻度選択式（５件法）

Q３ 過ごし方

選択式（４件法）

Q４ 会話相手選択式（４件法）

Q５ 会話内容

選択式（４件法）

Q６ 利用を通じた経験

選択式（４件法）

Q７ 利用する理由意見への当否

選択式（４件法）

Q８ 利用を控える理由意見への当否 選択式（４件法）
Q９ コーナーへの期待選択式（４件法）

Q10 コーナーへの意見や改善案

自由記述式

40%

60%

80% 100%

一般職
派遣社員

図１

全体
（ n=65）

回答形式

20%

管理職

利用率の職位・雇用形態による比較

0%

調査の質問内容

質問の概要

調査 1

員一般職が56%（43名）
を占め，正社員管理職25％
（19

20%
22%

派遣社員 (n=9)

60%

80%

32%

15%

20%

11%

17%

11%

33%

管理職 (n=18)
一般職 (n=37)

40%

16%

39%
27%

22%
ほぼ毎日

図２

11%

30%

33%
週 2,3回

週 1回

33%
たまに

100%

16%
11%

前にある

コーナーの利用頻度（調査１）

4.3.2. 会話相手と会話内容
コーナーの利用者 58 名＊ 5 に，コーナーでの会話
相手（Q4），会話内容（Q5）について問うた．
選択肢の相手と「よく話す」「たまに話す」と回答した人を合わせた割合（以下，肯定率）に注目し「異なる部署＊ 6 の人」
た（図３）．
「他の部門＊ 6 の人」「同じ部署の同僚」と会話している人が約８割にのぼった．その一方で「ラインの上司」「幹部」と会
話している人は５割前後であった．所属（部門や部＊5＊6

Q1 で「利用あり」と回答した 65 名から，Q2 で「以前は利用したことがあるが，現在は利用していない」と回答した７名を除いた．
ここでは，「部門」とは一般的な会社の部のことを，「部署」とは一般的な会社の課やグループのことを指しており，各部門の下にそれぞれ複数の部署が存在する．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 16署）の垣根を越えた相手との会話については多くの人が経験していたが，それと比較すると異職位の相手（上司や幹部）との会話は半数程度の人で経験されるにとどまった．
次に，会話内容について「よく話す」「たまに話す」と回答した人を合わせた割合（以下，肯定率）に注目した（図４）．
「あいさつ程度」「天気やニュー
ス」を話題に会話している人が多く，約８割を占めた．続いて「事業所の行事」で約６割であった．これに対し「仕事の報連相」「職場の人間関係」「プラ
イベート（自分や家族，友人の話）」の話題は肯定率が４割程度であった．
多くの利用者にとって，コー
ナーは，仕事の話や個人的な話をする場というよりも，当たり障りのない日常的な会話の場であった．
0%

20%

40%

60%

他の部門の人22%

60%

異なる部署の人

24%

57%

同じ部署の同僚

43%

ラインの上司

14%

幹部

10%

よく話す

100%

顔見知り、知り合いが増えた

12%

普段と違った一面を見られた

7%

年齢の離れた人と話せた

7%

34%

上司・部下と話せた

9%36%

話したことのない人と話せた

9%

自分と違う見方や考え方を得た

3%

36%

他職場と連携しやすくなった

7%

33%

仕事を進めるヒント／頭の整理

12%

22%

あまり話さない

ほとんど話さない

天気やニュース
事業所の行事100%

仕事の報連相10%7%プライベート

9%

20%

40%

40%

12%
9%

仕事を進めやすくなる

10%

33%

行くのが習慣になっている

10%

31%

10%
5%

仕事をしないで済む

3%

あてはまる

80%

100%

41%

普段話さない相手と話せる

周りから誘われる

60%
52%

21%

気心の知れた相手と話せる

図６

43%
36%

28%
29%

あまりあてはまらない

まったくあてはまらない

利用者がコーナーを利用する理由

34%「自席から離れて気分転換できる」が他の理由と

36%
28%

たまに話す

コーナー利用を通じた経験つをあげ，それぞれにあてはまる程度について回答

非常にあてはまる

53%

9%

図４

80%

48%

34%

職場の人間関係

よく話す

60%
45%

41%

ほとんどなかった

利用者 58 名に，コーナーを利用する理由意見９

業務の気づき、頭の整理になる

あいさつ程度

あまりなかった

4.3.4. コーナーを利用する理由／
しない理由

無料で飲み物が飲める

43%

40%

100%

34%

多少あった

図５

80%

38%

10%

非常にあった

60%

43%

幹部と話せた

気分転換できる

45%

20%

40%
47%

45%

0%

コーナーでの会話相手（調査１）

0%

20%

12%

を求めた（Q7）．回答分布を図６に示す．
34%

たまに話す

図３

80%

0%
違う部署の人と話せた

あまり話さない比べて圧倒的に支持された．また「無料で飲み物がほとんど話さない未回答

コーナーでの会話内容（調査１）

4.3.3. コーナー利用を通じた経験飲める」「普段話さない相手と話せる」で肯定率が５割を超えた．多くの利用者がリフレッシュと飲み物を目的にコーナーを利用しており，コミュニケー
ションをとることは副次的な理由であるといえる．
次に，全回答者にコーナーを利用しない（もしくコーナーの利用者 58 名に，コーナー利用を通じは利用を控えさせる）16 の理由意見をあげ，あてて経験されたことについて問うた（Q6）．回答分布

はまる程度について回答を求めた（Q8）．ここでは，

を図５に示す．

コーナーの非利用者が，なぜ利用しないのかを明確

肯定率の高い順に並べると，「違う部署の人と話せた」「顔見知り，知り合いが増えた」「普段と違っにするため，非利用者 19 名の回答に限定して集計した．回答分布を図７に示す．

た一面を見られた」
で５割を上回っていた．反対に，肯定率が５割を超えている回答として「コミュニ「自分と違う見方や考え方を得た」「他職場と連携しケーションの必要性を感じない」「特に行く理由がやすくなった」「仕事を進めるヒントが得られたり，ない」「仕事に集中したい」「忙しく時間がない」「コ

頭の整理ができた」では４割に達しなかった．

ミュニケーションを強制されている」があった．非INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

0%
コミュニケーションの必要性を感じない20%

忙しく時間がない

26%
21%

タイミングが合わない
ひとりで過ごしたい32%
37%

今まで行ってなかった

11%

26%

16%

16%

仕事を怠けているように見られる

5% 21%

行こうと誘われない26%

周りの人も利用していない

21%

移動するのが面倒

11%5%

コーヒー･紅茶が好きでない

5% 5%

コーナーを知らなかった

5% 5%

非常にあてはまる

図７

あてはまる

あまりあてはまらないられる」で負荷量が高く，「周囲配慮」因子と命名した．第４因子は「コーナーを知らなかった」「コー
で負荷量が高く，「関心なし」因子と命名した．第16%

とりとめのない話が好きでない「行こうと誘われない」「仕事を怠けているように見ヒーや紅茶が好きでない」「今まで行ってなかった」

32%

26%
11%

100%

42%

11%

人と話すのが得意･好きでない

80%

37%

32%
21%

コミュニケーションを強制されている

60%

47%

26%

特に行く理由がない
仕事に集中したい40%

7

５因子は「忙しく時間がない」「仕事に集中したい」
で負荷量が高く，「仕事優先」因子と命名した．
次に，利用者 58 名と非利用者 19 名の間で，５因子の評定値がどのように異なるのかを検討した．各
因子で負荷量が高かった項目の評定値を平均化し，まったくあてはまらない

非利用者がコーナーを利用しない理由

尺度得点を算出した（尺度得点は，それぞれの意見にあてはまるほど評定値が高くなるよう変換した）．
その結果を図８に示した．

利用者が利用しない共通の理由は，コーナーでのコに専念したいことであるといえる．

5. 介入２5.1. 調査１をふまえた取り組み高 ↑ あてはまる程度 ↓ 低

ミュニケーションを特に求めていないことや，仕事

4
利用者

3
2
1

5.1.1. コーナー名の変更
調査１の結果，コミュニケーションコーナーを利

非利用者

被強制･
不必要

ひとり志向

周囲配慮

関心なし

仕事優先

「利用を控えさせる理由」の 5 因子

図８

利用 / 非利用者にとって利用を控えさせる理由

用していない職員や，すぐに利用をやめてしまった
職員が全体の２割程度いることがわかった．コー「被強制・不必要」因子では，利用者よりも非利ナーを利用することで，対人関係ネットワークが広用者で意見を肯定した．非利用者は利用者よりもコがったり，仕事を進める上で約に立つヒントが得ら

ミュニケーションを強制されていると感じており，れたりするとすれば，まずは利用してもらわなけれ

コーナーを利用する必要性を感じていなかった．反ばはじまらない．そこで，コーナーを利用しない・

対に「ひとり志向」「周囲配慮」因子では，利用者利用を控えさせている理由意見への当否（Q8）をのほうが意見を肯定した．利用者は非利用者よりさらに分析した．

も，コーナーを利用しないことが休憩をひとりで過コーナーを利用しない・利用を控えさせている理

ごしたいという気持ちと関連しており，周りの人が由の潜在因子を探るため，回答者全員（77 名）のコーナーを利用していないと自分も利用しにくいの

16 の理由意見への当否の回答について探索的因子

ではないかと推測した．
「関心なし」「仕事優先」因分析（最尤法，promax 回転，カイザー基準）を行

子では，利用者と非利用者の回答に大きな差は認めい，５因子を抽出した．第１因子は「コミュニケー

られなかった．非利用者がなぜコーナーを利用しなションを強制されている」「コミュニケーションの

いのかに焦点を当てれば，コミュニケーションの必必要性を感じない」「特に行く理由がない」「とりと要性を感じていないこと，コミュニケーションを強めのない話が好きでない」
で負荷量が高く，「被強制・制されているように感じていることが強く影響して不必要」因子と命名した．第２因子は「休憩はひといた．

りで過ごしたい」「タイミングや時間帯が合わない」

また，利用を控えさせている理由（Q8）につい「移動するのが面倒」「人と話すのが得意でない，好てのその他の意見や，コーナーへの意見や改善案

きでない」で負荷量が高く，「ひとり志向」因子と（Q10）の回答の中にもこれと関連する記述がみら命名した．第３因子は「周りの人も利用していない」

れた．例を挙げれば「行くことによって，自分にとっINSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

8て特に得となることやメリットが感じられない．行

きっかけになるのではないかと考え，15 時にラジかないことによって，自分にとって特に不利なこ

オ体操の一斉放送を流すことにした．ラジオ体操のとや支障が感じられない」「自分が何度か利用して，

放送は，2018 年１月９日から開始した．放送自体設置目的や趣旨に沿う過ごし方ができなかった」なはラジオ体操第１を流すのみで，数分で終わるもの

ど，コーナーの必要性に疑問を投げかける意見や，である．

「喫煙室で十分息抜きと業務外情報交換が出来ている」「休憩時間を設けると残業時間が長くなる」な
どの意見もあった．また「自由であるため，利用し5.1.3. 情報ディスプレイの設置なくても良いと考える人がいるのは自然ではないの

その他の自由記述意見として「集まって自由に話か」「コミュニケーションコーナーという名前が良したり，情報交換したり，オープンに議論したりすくない．コミュニケーションを押し付けているようる雰囲気の場になっていない」「同じ場所でコーヒーに感じる」といったコーナーの利用自体やそこでのや紅茶を飲むだけでは，（中略）日頃あまり話した

コミュニケーションを強制されているとの指摘や，ことのない誰かと会話するきっかけになりにくい」「ただのお茶する時間だと思っている．それ以外になどの意見がみられた．このことからコーナーに来利用しようと思うのは会社に謙虚さがなくなっていても，話すきっかけや共通の話題に困っている人がる」「こういったものは，副次的な仕事にも役に立いるものと推測された．そこでデジタルサイネージ

つとか，そういうものを求めすぎない方が良い．そを利用して，ディスプレイに情報を提示し，利用者

ういう匂いが出始めたら，来る人が減る」といったが共通の話題として活用できるようにした．

コーナーに期待することについての会社（運営側）と利用者の間のずれを指摘する意見もあった．

デジタルサイネージは，もともと広告・宣伝用に開発されたツールで，待ち合わせ場所や休憩所のよコーナーを運営する側がインフォーマルコミュニ

うな公共のスペースで利用者に情報を提示すること

ケーションを増やしたいという，このコーナーの本を目的としている．これを利用者同士のコミュニ

来の目的を強く押し出してしまうと，利用者はコケーションが期待される場に持ち込めば，雑談を誘

ミュニケーションを押し付けられているように感発する可能性がある（藤野ら，2017）．

じ，
利用しにくくなる可能性があることがわかった．

実際にコーナーに設置した情報ディスプレイは，

そこで，当初はこのコーナーを「コミュニケーショ

福井県立大学と（株）
原子力安全システム研究所で共ンコーナー」と呼んでいたが，調査１の終了後から同開発し，2018 年２月１日からコーヒーサーバー

は，
公式には「コーヒーコーナー」と呼ぶようにした．

などが置かれている喫茶カウンター横に配置・導入

なお，呼称の変更については大々的に周知するのでした（図９）．基本画面はタッチパネルディスプレ

はなく，管理部門等から出される諸連絡（例：コーイの画面が４分割されていて，各分割画面にタッチ

ナーに海外出張のお土産が差し入れられた，今日はすることで，詳しい情報が別ウィンドウで拡大表

コーヒー豆が切れている）等でさりげなくそう呼ぶ

示される．４分割された画面に配置された情報は，ようにした．

5.1.2. ラジオ体操の放送
自由記述意見の中には「仕事に集中しているとき，気付くと利用時間を過ぎてしまっている」「気が付いたらコーナーの利用時間が過ぎていることが多い
ので，15：00 にチャイムを鳴らしてもらえると気が付いて，より利用しやすくなる」という趣旨の意見が多くあった．コーナーを利用するつもりがある人
でも，思うように利用できていない人がいることが推測されたため，対応を検討した．その結果，職員に時間の目安を提示すれば，コーナーに足を運ぶ

図９

情報ディスプレイ

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

①世界の「絶景写真」，②事業所所在地域のおすすめの飲食店を集めた「グルメ情報」，③生活習慣病

95.2. 検証アンケート（調査２）

や労働災害などについて取り上げた「健康情報」，

調査２は，コーナーの利用状況の変化と，調査④事業所の行事写真や利用者の「自由投稿」となっ１をふまえた取り組みの効果を把握することを目ており，いずれも画像と文字情報によって構成され的に 2018 年３月 19 日〜４月３日に実施した．調

た．④については，新たな行事写真が撮れたり，職査方法は調査１と同様で，従業員 80 名に事前にロ員から投稿があったりした場合は，それに応じて情グイン ID を配布し，68 名から回答を得た（回収率報を更新した．

85.0％）．68 名の職位・雇用形態別の内訳は，正社

また，
情報ディスプレイにはそれ以外に「ミニゲーム」「笑顔になろう！」「ホワイトボード」の機能を員一般職 56%（38 名），正社員管理職 22％（15 名），
派遣社員 22％（15 名）であった．

盛り込んだ．いずれの機能も，コーナー利用者の気アンケートの質問項目の多くは調査１に準じ，

分転換・リラックスを意図したものである．そしてQ7 〜 Q9 に つ い て は 取 り 組 み へ の 評 価 を 求 め た

これらのコンテンツを情報ディスプレイの大画面で（表３）．

行うことにより，周りにいる他の利用者との会話が誘発されることも期待される．
「笑顔になろう！」は，
笑顔認識システムを応用したもので，情報ディスプ
レイに設置したカメラに向かって利用者同士ペアになって笑顔を作り，一定時間笑顔を維持すると写真が撮影される仕掛けである．写真が撮影され登録すれば，情報ディスプレイの自由投稿欄に掲載できるようにした．

5.1.4. 持ち寄りイベントの開催
非利用者の多くがコーナーを利用しない理由意見
として肯定したものに「特に行く理由がない」
があった．わざわざ仕事を中断してコーナーに足を運ぶからには，飲み物が飲めるという直接的なメリット以外にも魅力が必要ではないかと考えられた．自由記
述回答の中にも「飲み物しか準備されていないなど，
環境設定として中途半端」「つまめる菓子があると

表３
問

調査２の質問内容

質問の概要

回答形式

Q１ コーナーの利用有無

選択式（２件法）

Q２ 利用頻度選択式（５件法）

Q３ 過ごし方

選択式（４件法）

Q４ 会話相手選択式（４件法）

Q５ 会話内容

選択式（４件法）

Q６ 利用を通じた経験

選択式（４件法）

Q７ ラジオ体操の放送

選択式（２〜４件法）

Q８ 情報ディスプレイの設置

選択式（２〜４件法）

Q９ イベントの開催

選択式（２〜４件法）

Q10 コーナーへの期待選択式（４件法）

Q11 コーナーへの意見や改善案 自由記述式

5.3. 結果
5.3.1. 利用状況

いい」「コーヒーや紅茶が苦手な方のために飲み物コーナーの利用有無（Q1）を問うたところ，「利の選択肢を増やしてほしい」といった声があった．

用あり」は 93％（63 名）であった．利用あり（Q1）

普段はコーヒーや紅茶を飲む場でしかないが，たまの回答を管理職，一般職，派遣社員別で集計した結にもう少し豪華な日があれば足を運んでみようとい果を，図 10 に示す．調査２では派遣社員の利用率

う人が増える可能性はある．そこで，今回は試行的が調査１の時点（図１）よりも上昇した．

に 2018 年の２月 14 日と３月 14 日の両日，コーナー

次に，Q1 で「利用あり」と答えた 63 名に利用頻の開設時間中に，有志によるお菓子の持ち寄りイベ

度（Q2）を問うた．図 11 に利用頻度の分布を示した．

ントを開催した．このイベントの開催案内は，開催の約１週間前から情報ディスプレイ（図９）に表示

0%

菓子の持ち寄りは，あくまで利用者がボランタリー
に行った．

調査 2

し，それ以外の周知・宣伝はしなかった．また，お

20%

40%

60%

80% 100%

管理職
一般職
派遣社員

図 10

利用率の職位・雇用形態による比較

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 110

２度の調査でコーナーの利用者数に大きな変化はないが，調査２では調査１と比べて「ほぼ毎日」利

利用者 59 名に，コーナーでの会話相手（Q4），会
話内容（Q5）について問うた．

用する人の割合が増え，「週１回」利用する人の割

選択肢の相手と「よく話す」「たまに話す」と回合が減った．調査１の時点では，週に複数回利用す答した人を合わせた割合（以下，肯定率）に注目しる人は５割強であったが，調査２では７割近くに増た（図 13）．
「他の部門の人」「異なる部署の人」「同加した．利用者に占める週複数回利用者の割合を職じ部署の同僚」と会話している人の割合が高水準で位・雇用形態別でみると，調査１では管理職 72％，維持されたものの，調査１（図３）から多少低下し

一般職 43％，派遣社員 56％であったが，調査２でた．
「ラインの上司」「幹部」と会話している人は変は管理職 93％，一般職 57％，派遣社員 62％と軒並化なく５割前後であった．

み増加した．ただ管理職ではほとんどが週に複数回

次に，会話内容について，「よく話す」「たまに話利用しているが，一般職や派遣社員では利用頻度のす」と回答した人を合わせた割合（以下，肯定率）

多くない人も相当数いた．

に注目した（図 14）．調査１（図４）からの変化は

0%

20%

全体
（ n=63 ）

40%

60%

38%

29%

管理職 (n=15)
一般職 (n=35)

29%

派遣社員 (n=13)

29%

38%
ほぼ毎日

図 11

100%

25%

6%

ト（自分や家族，友人等の話）」の割合がやや増加

33%

7%したことについては，派遣社員の利用が増えたこと

34%

6%

が影響した可能性がある．

31%

8%

2%

60%
3%
23%
週 2,3回

週 1回

たまに

小さく，
「あいさつ程度」「天気やニュース」を話題

80%

前にある

コーナーの利用頻度（調査２）に会話している人が圧倒的に多かった．
「プライベー

0%20%

調査２のコーナー利用者 59 名＊ 7 に，コーナーで

20%

51%

異なる部署の人

22%

46%

14%

幹部

10%

よく話す

過ごすことが多いと回答した．また，管理職や一般

あいさつ程度3%で占められ，
派遣社員は女性の比率が高いことから，

プライベート3%

過ごし方に性差がある可能性がある．

よく話す

全体 (n=59)22%

管理職 (n=14)14%

一般職 (n=33)

15%

49%

48%
50%
立ち話をする

図 12
＊7

10%

17%

60%

80%

100%

31%
47%
47%

24%
37%
あまり話さない

ほとんど話さない未回答

コーナーでの会話内容（調査２）100%

5.3.3. コーナー利用を通じた経験

19%

79%

派遣社員 (n=12)
座って話をする

80%

ほとんど話さない

36%

たまに話す

図 14
60%

40%

32%

職場の人間関係40%あまり話さない47%

天気やニュース

8%

20%

39%

20%

10%

0%

43%

0%

仕事の報連相座って話をしていた．管理職・一般職の多くは男性

100%

コーナーでの会話相手（調査２）

事業所の行事職の多くは立ち話をしているが，派遣社員の多くは

80%

39%

たまに話す

図 13

とつを選ぶよう求めた（Q3）．図 12 に回答分布を全体では，利用者の７割がコーナーで会話をして

31%

ラインの上司の最も多い過ごし方について４つの選択肢からひ
示した．

60%

他の部門の人同じ部署の同僚

5.3.2. コーナーでの会話相手と内容

40%

7%
15%

21%

8%

25%

会話をせず過ごす

コーナーでの過ごし方

すぐ自席に戻る

利用者 59 名に，コーナーの利用を通じて経験されたことについて問うた（Q6）．調査１と調査２の肯定率の比較を図 15 に示す．
図 15 は，左から調査１で肯定率の高かった順に結果を並べたものである．
「違う部署の人と話せた」

Q1 で「利用あり」と回答した 63 名から，Q2 で「以前は利用したことがあるが，現在は利用していない」と回答した４名を除いた．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

11

100%
80%
60%
40%

47% 51%

43%53%

0%45%47%

38%42%

34%36%

34% 47%

36% 41%

33%

29%

22% 32%

12%12%

12% 7%

7% 5%

7% 5%

10% 3%

9% 2%

9% 3%

3% 3%

7% 3%

12% 5%

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

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2

調査 調査
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2

調査 調査
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2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

20%

36%

違う部署の人 顔見知り、知 普段と違った 年齢の離れた 幹部と話せたと話せた
り合いが増え 一面を見られ 人と話せた
た
た

非常にあった

図 15

多少あった

36%

上司・部下と 話したことのな 自分と違う見 他職場と連携 仕事を進話せた
い人と話せた 方や考え方を しやすくなった めるヒン
ト／頭の
得た
整理

あまりなかった

ほとんどなかった

コーナー利用を通じた経験の肯定率の変化

100%
80%
60%
40%
20%
0%

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

違う部署の人 顔見知り、知 普段と違った 年齢の離れた 幹部と話せたと話せた
り合いが増え 一面を見られ 人と話せた
た
た

非常にあった

図 16

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

上司・部下と 話したことのな 自分と違う見 他職場と連携 仕事を進話せた
い人と話せた 方や考え方を しやすくなった めるヒン
ト／頭の
得た
整理

多少あった

コーナーでの経験の肯定率の変化

管理職

100%
80%
60%
40%
20%
0%

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

違う部署の人 顔見知り、知 普段と違った 年齢の離れた 幹部と話せたと話せた
り合いが増え 一面を見られ 人と話せた
た
た

非常にあった

図 17

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

上司・部下と 話したことのな 自分と違う見 他職場と連携 仕事を進話せた
い人と話せた 方や考え方を しやすくなった めるヒン
得た
ト／頭の
整理

多少あった

コーナーでの経験の肯定率の変化

一般職

100%
80%
60%
40%
20%
0%

調査 調査
1
2

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1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

違う部署の人 顔見知り、知 普段と違った 年齢の離れた 幹部と話せたと話せた
り合いが増え 一面を見られ 人と話せた
た
た

非常にあった

図 18

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

調査 調査
1
2

上司・部下と 話したことのな 自分と違う見 他職場と連携 仕事を進話せた
い人と話せた 方や考え方を しやすくなった めるヒン
得た
ト／頭の
整理

多少あった

コーナーでの経験の肯定率の変化

派遣社員

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

12

「顔見知り，知り合いが増えた」「普段と違った一面

肯定率の上昇の背景にどのようなことがあるのかをを見られた」「年齢の離れた人と話せた」「話したこ

探るためさらに分析した．一般職のうち，コーナーとのない人と話せた」の５経験は，いずれも調査２

で「仕事の報連相」をしていた群では，10 名中８で肯定率が増す傾向にあった．特に「話したことの名（80％）が「仕事を進めるヒント／頭の整理」をない人と話せた」で大きく上昇した．これらの経験

経験していたが，「仕事の報連相」をしていない群は，コーナーの利用によって対人関係が広がったり，

では，23 名中３名（23％）が「仕事を進めるヒン

深まったりした経験といえる．

ト／頭の整理」を経験するにとどまった．同様に，これに対し「上司・部下と話せた」「幹部と話せた」

派遣社員のうち，「他の部門の人」と話をしている「他職場と連携しやすくなった」の３経験は，いず群では，７名中４名（57％）が「他職場と連携しれも調査２で肯定率がやや低下した．コーナーにおやすくなった」経験をしていたが，「他の部門の人」

いて異なる職位間で会話する経験はそれほど多くなと話をしていない群では，「他職場と連携しやすく

く，コーナーでの会話が仕事における他職場との連なった」経験をした者はいなかった（５名中０名）．

携にはつながらなかったものと思われる．

したがって，コーナーで積極的に「仕事の報連相」「自分と違う見方や考え方を得た」「仕事を進めるを行った一般職や，積極的に「他の部門の人」と話ヒントが得られたり，頭の整理ができた」の２経験をした派遣社員は，非常に高い確率で「仕事を進めの肯定率は，
ほぼ横ばいか，
わずかに上昇傾向であっるヒント／頭の整理」「他職場と連携しやすくなった．コーナーの利用によって，仕事における新しいた」の経験をしていることになる．

視点やヒントが得られるような経験は，多くはないがあったものと考えられる．
続いて，コーナーでの経験についてより詳しく検討するため，職位・雇用形態別で違いを検討した．

5.4. その他の質問の分析結果
調査２では，調査１の質問項目の多くを継続し管理職の結果を図 16，一般職の結果を図 17，派遣て質問したが，ここでは調査２独自の項目である，

社員の結果を図 18 にそれぞれ示した．

（1）ラジオ体操 ,（2）情報ディスプレイ ,（3）持ち寄

管理職では，対人関係を広げ・深めるような経験
は，調査２で軒並み増加した．なかでも「顔見知り，
知り合いが増えた」「話したことのない人と話せた」の経験率は大きく増加した．その一方で「他職場と連携しやすくなった」「仕事を進めるヒント／頭の整理」は低下した．

りイベントに関する質問について分析した .

5.4.1. ラジオ体操
全員に 15 時のラジオ体操を実施しているのかを問うた（Q7）．68 名のうち「体操している」が 63％

一般職では，全般的に肯定率の変化は非常に小（43 名），「していない」が 37％（25 名）で，職位・さかった．比較的変化の大きかったものとしては，

雇用形態別で「体操している」人の割合（人数）は，「仕事を進めるヒント／頭の整理」で肯定率が上昇

管理職 60％（９名），一般職 61％（23 名），派遣社

傾向に，反対に「幹部と話せた」「上司・部下と話員 73％（11 名）であった．利用者の 39％（23 名）

せた」「他職場と連携しやすくなった」の肯定率はが 15 時のラジオ体操の終了後に，その流れでコミュ低下傾向にあった．

ニケーションコーナーに足を運んでいた．

派遣社員では，コーナー利用を通じた対人関係の実際の様子を観察した限りでは，各職場・各職員

広がりや深まりについては多くの要因で肯定率が低によって体操への取り組み方は様々であった．放送

下した．しかしながら「他職場と連携しやすくなっが始まるとそろって体操に取り組む人々もあれば，た」「仕事を進めるヒント／頭の整理」については放送が始まっても黙々と仕事を続ける姿もみられ経験率が上昇した．調査１から調査２の肯定率の変た．また，わざわざ席を立ってまで作業を中断しな化に注目すると，管理職と派遣社員の肯定率の変化

いものの，椅子に座ったままでストレッチをするよの仕方は正反対であった．

うな人もいた．

一般職で最も肯定率が上昇した「仕事を進める
ヒント／頭の整理」，派遣社員で最も肯定率が上昇した「他職場と連携しやすくなった」について，

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

5.4.2. 情報ディスプレイ

13

ないが，
みんなの前で使うのには抵抗がある」など，
操作性の悪さに関する指摘，皆の前で操作すること全員に情報ディスプレイの認知度を問うた（Q8）．
68 名のうち，99％（67 名）がその存在を知っていた．
図 19 に情報ディスプレイを見たり触ったりした
経験，ディスプレイの表示内容をきっかけとした利への抵抗感などもあげられた．

5.4.3. 持ち寄りイベント

用者同士のコミュニケーション，「笑顔になろう！」全員に持ち寄りイベントへの参加度を問うたをきっかけとしたコミュニケーションについて整理（Q9）．68 名のうち，２回のイベントに両方とも参した．

加した人は 38％（25 名），どちらか一方に参加した「画面をタッチして切り替えた」「表示内容を話題

人を合わせると 64％（42 名）であった．職位・雇に話をした」の肯定率は利用者の約６割であった．

用形態別で一度でも参加した人の割合（人数）を比

頻度は多くはないものの，情報ディスプレイを通じ較すると，管理職で 80％（12 名），一般職で 56％（20たコミュニケーションは利用者の半数超で経験され名），派遣社員で 67％（10 名）であった．
参加者 42 名に尋ねたところ，イベントの日は普ていた．
「笑顔になろう！」については，このゲームを一段より利用者が多く（肯定率 100％ , 42 名），長い時

度でも体験したことのある人が利用者の約４割に留間を過ごし（肯定率 90％ , 38 名），いろいろな相手

まり，違う部署の人とゲームに挑戦した人は，そのと話ができた（肯定率 74％ , 31 名）と報告した．総さらに半分の２割，あまり話さない人と挑戦したにじてイベント参加者からの評価は非常に高かった．
ただし，イベント参加者の２〜３割，不参加者の至っては利用者の１割以下であった．
情報ディスプレイに関する自由記述回答では，「共８〜９割は事前にイベントが開催されることを知ら

通の時間・場所・ツールを設けるという意味で，今なかったと回答しており，イベント開催に関する案

回の試みは非常に大切である」など，肯定的な評価

内方法については再検討する必要がある．

が多く認められた一方で，「業務内容の議論のきっイベントに関する自由記述回答では，主に「イベかけになるような話題を入れて欲しい」「各自のパ

ントは活気があって，すごく楽しかった．今後も続ソコンから，書き込み，アップロードできればいい」

けてほしい」
といった肯定的な意見が多数を占めた．

「情報がきわめて少なく，関心の持てるもの，新しその一方で「あまり負担のかからない範囲で続けていもの，魅力的なものがほとんどない」などのコン

ほしい」「手間がかかっていたので準備が大変だっ

テンツに関する指摘，「基本操作などが感覚的に分たと思うが，
あれで良いのかよくわからない」など，

からずうまく動かなかったので，ミスタッチで他の一部の人の負担に頼っていることに対する疑問の声

方の設定を変えてはいけないかなと思って触れなく

もあった．

なった」
「タッチパネルの反応が悪かったり，
クリッ

お菓子の持ち寄りは，出張先からのお土産や単身クしてから切り替わるまで時間がかかったりするの赴任者の地元のおすすめなどが多かった．また一部

が残念」「情報ディスプレイを見るだけだと問題はは個々の職員の手づくりであったり，職員数名が協力して事前準備したスイーツがふるまわれたりもし

0%

20%

40%

60%

80% 100%

情報
ディスプレイ

画面をタッチして切り替えた

た．

6. 全体考察

画面を見ていたら声をかけられた

6.1. コミュニケーションの活性化

表示内容を話題に話をした

笑顔になろう！

一緒にやろうと誘われたあまり話さない人と挑戦した

よくある

図 19

6.1.1. 上司 - 部下間のコミュニケーション

違う部署の人と挑戦した

すこしある

会話相手を問う質問（Q4）では，同じラインのない

未回答

情報ディスプレイを通じたコミュニケーション

上司との会話の肯定率は約６割で，２回の調査を通じて大きな変化は認められなかった．経験を問う質14

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

問（Q6）では，「上司 ･ 部下と話せた」「幹部と話せた」

情報更新できるシステムでなかったため，情報を閲の肯定率はいずれも４割前後であった．ただし，職覧し尽くしてしまうと，新鮮な情報は得られなく

位・雇用形態別でみると，管理職が上司や幹部と話なってしまった．ほぼ無限といっていいようなインせたことについての肯定率は７割以上であるのに対ターネット環境に慣れている私たちにとっては，物し，一般職の肯定率は２〜３割程度に限られていた．

足りなく感じたものと推測される．また，いわゆる管理職の肯定率が一般職のそれを大きく上回って雑談を引き出すような話題を中心としたため，仕いた背景には，いくつかの可能性が考えられる．一事のヒントにつながるような深い会話に進展しに

つには，コーナー設置の取り組みがもともと事業所

くかったことも原因の一つに挙げられる．第三に，の幹部主導で行われたもので，管理職のほうがコー

コーナーでよく知らない異世代の人に話しかけるこナーの運営に対して協力的，積極的であった．そのとは，特に下の立場の職員にとっては，相当に勇気ため，コーナーへの思い入れが強く，部下とコミュのいることであったと思われる．自然発生的に会話

ニケーションをとったことが印象に残りやすかったを誘発するには，現在のような話題提供の段階まで可能性が考えられる．二つ目に，上司にとっての部では不十分で，そこから会話が始まるまでのもう下の存在と，部下にとっての上司の存在は，非対称

ワンステップ踏み込んだ支援が必要だったかもしれな関係にあることがあげられる．上司は通常，複数ない．

の部下を抱えており，コーナーでその部下のいずれ

なお，こういったアイスブレーキング的な役割を

かと会話をすれば，コミュニケーションをとったこ期待して「笑顔になろう！」を導入してみたが，最とになる．しかし，部下の場合には，直属の上司は初の数日を除くとほとんど利用されなかった．利用

一人しかおらず，まさにその相手とコミュニケー

するにはどうしても気恥ずかしさを伴うこと，仮にションをとらなければ，上司とコミュニケーション

利用しても新鮮さがすぐに薄れてしまうことなどがをとったとはみなせないことがあるだろう．

影響し，利用頻度が高まらなかったものと思われる．

6.1.2. 異世代間のコミュニケーション
経験を問う質問（Q6）では「年齢の離れた人と話せた」の肯定率が４割を超え，コーナー利用者の約半数は，コーナーを利用することで異世代とのコ
ミュニケーションを図ることができた．ただし，こどのようにすれば，コーナー利用者にすすんでそして継続的に利用してもらえるのか，今後の運用については再検討が必要である．

6.1.3. 異部門・異部署間のコミュニケーション

こでも職位・雇用形態別でみると，管理職では６割

会話相手を問う質問（Q4）では，「他の部門の人」（調査１）〜８割（調査２）であるのに対し，一般「異なる部署の人」
でともに肯定率が７〜８割であっ職では約３割と職位間で肯定率の差が大きかった．

た．また，実際の経験を問うた質問（Q6）でも「違情報ディスプレイの導入により，異世代間で共通のう部署の人と話せた」の肯定率は約６割と高かった．

話題について話をしてもらえるよう意図したが，現

ただし，管理職，派遣社員では肯定率が７〜８割あ状では思うような効果は認められなかった．

るのに対し，一般職では４割強であった．

その原因としては，第一に情報ディスプレイへの上司・部下間，異世代間のコミュニケーションと接触率，それを通じたコミュニケーション経験がい比較すると，異部門・異部署間のコミュニケーショ

ずれも低く，情報ディスプレイが気軽にタッチできンでは利用者の肯定率が高かった．
したがって，
コー

るツールになっていなかったことが挙げられる．情ナーの設置によって異部門・異部署間のコミュニ

報ディスプレイの設置場所が妥当であったのかとケーションは比較的多く発生していたものと推測さいった検証はもとより，複数の画面を重ねて開くとれる．しかしながら，職位・雇用形態別では，管理システムが固まることがあるなど，操作性の問題を職や派遣社員と比較すると，一般職の肯定率はあま解消する必要がある．第二に情報ディスプレイに提り高まらなかった．

示される情報が，継続的に興味・関心をひくような管理職は一般職と比べ，職場でのキャリアが豊富ものになっていなかったことがある．情報が先述のであることから，異質の相手と話すための話題のレ４種類に限られていたことに加え，リアルタイムでパートリーを多く持っているものと推測される．まINSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

15

た，
キャリアを通じて，
インフォーマルコミュニケー

うな場所を作ったらどうかと何回か提案したことがションの重要性を経験的に理解しており，一見無駄あるが，（中略）たばこをやめてからほとんど話をであるように思われるコミュニケーションにも労をしなくなっていた．今のコーナーを作っていただい

惜しまないようになっているのかもしれない．そのたのは良いことだと思う」「自分自身の効果という一方で一般職は話題の引き出しに乏しく，その重要より，コミュニケーションコーナーのような試みを性についても実感を伴っていない可能性がある．仮実現できたことは，会社の懐の深さを広げる良い効にそうであるとするならば，コーナーでの他部門・果となったと思う」などの声があった．こういった

他部署の人とのやりとりが確かに有用なものだと実コーナーを設置した事業所や幹部に対する評価は，感するようなことが今後，実際に経験されれば，そ

職員ひとりひとりの組織に対する満足感やコミットの後の異質な相手とのコミュニケーションへの向き

メントの醸成につながるものであると考えられる．

合い方は変わっていくものと予想される．そういっ

３つ目は，コミュニケーションコーナーの利用者

た意味では，コーナーでインフォーマルコミュニの中からコーナーを自分たちで盛り上げ，維持してケーションを繰り返すことが職員にもたらす肯定的

いこうという動きが出てきたことが挙げられる．２

な影響は，短期的なスパンで期待されるものではな

度試験的に持ち寄りイベントを実施したが，その後，く，より長期的な視点で見ていく必要があろう．ま新たな企画の提案・実施や，コーナーへのお土産のた，他部署の人と交わす話が単なる雑談であるより差し入れ，自由投稿の提供などが利用者によって継は，異なる業務間に通底する事柄であったほうが，続して行われている．会社から用意されたものに満会話することの有用性について実感しやすいはずで足するのではなく，自分たちがくつろぎやすいようある．コミュニケーションコーナーは，新たな関係に場を作り変えていく風土が出てきたことは，コの入り口として雑談を誘発する場であったが，またミュニケーションコーナーを継続させていく大きな

それとは別に業務に直結した話で盛り上がれる場も原動力となっている．

あるとよいのかもしれない．

6.2. 組織風土変革への効果

6.3. 今後の取り組みに向けて
職場風土改善のためのコミュニケーション活性化

コミュニケーションコーナーを設置したことが，の施策として，今回のような介入を考えるとき，ま自然発生的な会話を生じさせ，コミュニケーション

ず冷静に見究めておくべきことがあるように思う．

を活性化させたことは，利用者の一部に対してでは

私たちの職場は，コミュニケーションが少ないことあるが確認できた．それに加えて，調査１の自由記

によって，現実の業務にどういった支障があるのか．

述回答や観察から，こうした取り組みが組織の雰囲

また，以前よりコミュニケーションが増えることに

気や風土の変革につながると期待させる３つの効果

よって，現実の業務にどういったメリットがあるのが示唆された．

か．今回のような取り組みをいざ始動させてしまう

１つ目は，職員同士の交流が進むことによって職と，コミュニケーションを積極的にとることこそが場に活気が生まれ，職場の雰囲気が明るくなるとい正で，黙々と仕事に取り組むことが悪であるようにう点が挙げられる．実際に「職場の雰囲気がよくな

考えてしまいそうになるが，それが正しいとは限らることが，もっとも必要でよい効果だと思う」「会

ない．

社自体が明るい雰囲気になる」といった声が寄せら

また，コミュニケーションコーナーに足を運ばなれている．また，利用者からも「会話の声がかつてい人もいるが，その人たちの中でも足を運ばない理よりも大きくなったと感じる」「以前より笑い声が由は様々であった．休憩時はひとりで過ごしたい

聞かれ，賑やかになった」といった声がある．

人，知らない人と話すかもしれないと思うと億劫に２つ目は，会社組織が業務時間中にもかかわらず，

感じる人，休憩中に仕事の話などしたくない人，相自由に利用できるようなインフォーマルコミュニ

性の良くない相手と会うのは避けたい人，どうしてケーションの場を設置し，それを現時点で１年以上も業務上席を空けられない人など．こういった人すにわたって維持し続けている姿勢が評価されている

べてにコミュニケーションコーナーのような一つの点が挙げられる．例えば「10 年以上前からこのよ

取り組みが役立てるわけではない．このコーナーで

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 1

16はやりとりができない，またやりとりを望まない人には，その他の懇親・福利厚生・交流の「機会」「場」

池田謙一（2000）．コミュニケーション

東京大学

出版会．

でその分を埋め合わせてもらえばよいわけで，この岸 本 章 弘（2011）．NEW WORKSCAPE − 仕 事 をコーナーはいくつもあるオプションの一つとして位変えるオフィスのデザイン− 弘文堂．

置づけられるべきである．

7. まとめ以下に本研究から得られた知見を整理する．
① 公認のインフォーマルコミュニケーションの場を職場に設けたことによって，ある程度のメンバーはそこに集まりコミュニケーションをとった．

松原敏浩（1990）．企業組織におけるコミュニケーション

原岡一馬（編）人間とコミュニケー

ション ナカニシヤ出版．
野中郁次郎・梅本勝博（2001）．知識管理から知識経営へ−ナレッジマネジメントの最新動向−
人工知能学会誌，16，1, 4-14.
大橋昭一・竹林浩志（2008）．ホーソン実験の研究
同文館出版．
三幸エステート（2018）．インフォーマル・コミュ② 週に複数回利用する者の割合が増加した．管理

ニケーション・エリア大研究 https://www.

職ではほとんどの人がコーナーを積極的に利用

sanko-e.co.jp/download̲ﬁle/view/541/332.

していたものの，一般職以下では定常的な利用者は６〜７割程度であった．
③ 業務に関する会話をするメンバーも一定数おり，そのようなメンバーでは業務に役立つ知識や情報のやり取りが起こっていた可能性がある．
④ メンバーにとってはあくまで主目的は気分転換であり，知識や情報のやり取りは副次的であった．
⑤ こういう場を設け，それをメンテナンスし続けることによって職場の雰囲気や風土の変革につながる可能性がある．
ただし，すべての職員のインフォーマルコミュニ
ケーションを活性化するためには，一つの方法では限界がある．リーダーの姿勢とフォロワーの行動，それらを総合的に見て常に PDCA をまわすことこ
そに意義があるものと考えられる．
今後も引き続き，
職場風土改善につながる処方について研究が必要で
ある．

引用文献
藤野秀則・後藤学・金山正樹（2018）．職場内コ
ミュニケーション活性化にむけた介入研
究産業・組織心理学会第 34 回大会発表論文集，115-118.
藤野秀則・北村尊義・下田宏・石井裕剛・浦山大輝・
大倉杏菜・西口幸太・棟友優香（2017）．業
務における知識継承・情報共有を促す「休憩所での雑談」を生み出す仕掛け 第 31 回人工知能学会全国大会論文集，4B2-OS-23b-2.

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

17

原子力産業の安全風土調査へのマルチレベル分析の適用
Applying Multi-Level Modeling to Safety Climate Researchin the Japanese Nuclear Industry
藤田智博（Tomohiro Fujita）＊1

要約
本稿は，国内の原子力関連産業の複数の事業所を対象とした安全風土にかかわる調査
データに対し，マルチレベル分析を適用する．分析課題として，安全風土調査から得られた回答が同一の事業所内で一定のまとまりを有しているのか否か，職位や年齢といった個人属性の影響が事業所間で異なっているのかどうか，さらに，安全風土の諸次元が仕事の満足といったより一
般的な意識に対して影響を及ぼすのか否かを検討する．22 の事業所に属する約 10,000 人の回答者のデータに対し，マルチレベル分析を行って，以上の点を検討したところ，級内相関係数は必ずしも大きくはないものの，デザインイフェクトは一定の水準を満たしており，同一事業所内にまとまりを仮定することに無理はないこと，また，職位の影響は事業所間でそれほど差異はないのに対し，年齢の影響は事業所間で差異があること，そして，安全風土の諸次元は仕事の満足にも影響を及ぼしており，安全風土が副次的な影響を有することが明らかになった．本稿から得られた知見は，安全風土調査や安全文化調査の知見を，組織や事業所単位で展開する施策に活用していくことの妥当性を一定程度支持するものといえる．
キーワード

安全風土

マルチレベル分析

組織

Abstract
This study applied a multi-level modeling approach to surveys targeting the safety
climate around employees from multiple organizations and facilities of the Japanese domestic
nuclear industry. More than 10,000 employees from 22 organizations and facilities of the domestic
nuclear industry were surveyed to investigate three research questions, whether or not:（i）individual responses have a similar tendency within an organization or a facility;（ii）inﬂuenceson safety climate are the same among organizations and facilities regarding individual attributes
such as job position and age; and（iii）the safety climate contributes to better individual job
satisfaction beyond typical safety outcomes. As a result, although intra-class correlations
were not so high, design eﬀects exceeded the level needed to satisfy the condition. Then, theinﬂuences of job position on the safety climate were not so diﬀerent among organizations andfacilities, however, those of age were diﬀerent. In addition, the safety climate also contributed
to better individual job satisfaction. These results indicated that an independent safety policy
and procedures carried out by organizations and facilities based on the safety climate or safety
culture research have some level of importance.
Keywords

safety climate; multi-level analysis; organization

1. 問題の所在る特性を意味し，組織風土であれ，安全風土であれ，組織成員の行動は，こうした風土の影響を受け組織研究では，組織風土について，調査を用いた定量的研究が行われてきた．組織風土の概念はていることが明らかにされている（Neal & Griﬃn2006）．

安全性にも拡張され，安全風土にかかわる研究が，安全風土とは，組織において，安全面における方

Zohar（1980）以降，蓄積されてきた．ここで，風針や実践にかかわり，従業員の共有された知覚であ土（climate）とは，温度や湿度といった自然の特ると定義される．そして，安全風土は，安全にか性ではなく，組織成員の知覚を介した組織にかかわかわる諸行動やパフォーマンスを高めることから，＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

社会システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

18

安全風土を良好なものにすることによって事故や怪や施策へとつなげていくための根拠が乏しくなっ我を防止していく成果が期待される．背景には，事てしまうからである（Huang，Zohar，Robertson，

故の教訓等から得られた組織要因への関心の高まり

Garabet，Lee，& Murphy 2013）．それゆえ，調査等もあると考えられるが（Reason 1997），安全性から得られたデータが，個人による回答のばらつきが求められる原子力産業に関連する組織や事業所にを内包しつつも，組織や事業所単位で一定の均質性

対しても安全風土を測定する調査が実施されてきたやまとまりを保持しているのか否かの確認は，安全（福井・吉田・山浦 2000; 福井・吉田・吉山 2001;

風土調査や安全文化にかかわる調査やアンケートの福井 2012）．

結果を適切に解釈し，活用していくうえでも重要で他方で，安全風土という概念については，いくつ＊2あると考えられる ．

か留意しておかなければならない点がある．
一つは，また，すでに先行研究でも指摘されていることだ

組織であれ，事業所であれ，安全風土調査の対象とが，回答者個人の属性が，組織や職場を評定する際なるのは個人であることから，同じ組織や事業所でにバイアスをもたらしうることも十分に考えられあっても，個人の回答によってばらつきが生じるこる．同じ組織や事業所においても，職位（仕事上のとがあるという点である．実際，表１に示したよう地位）が高いことや特定の年齢層であることによっに，同じ組織あるいは同じ事業所，職場であったとて，評定値に差が生じることはよく知られているが，しても，安全に関する質問に対して回答が一致しな

原子力発電所やライフライン産業を対象とした安全い，つまりばらつきが生じることは十分に考えられ風土調査に限定したとしても，具体的には，役職者る．たとえば，表１は架空のデータの例だが，Q1

で評定値が高くなる傾向や，同様に，若年層においに関し，事業所 A の a さんと同じ事業所 A の b さんて評定値が高くなる傾向（福井 2012），職場の同僚の回答は一致していない．

の安全配慮行動に対する評定値が若年層において高表１くなる傾向が指摘されている（藤田 2017）．また，

架空のデータ

一般的に，組織や事業所内で何らかの施策を行うに

事業所

個人

Q1

Q2

A

a

３

４

A

b

４

５

A

c

３

３

A

d

２

４

A

e

４

４

A

f

２

３

...

...

...

...

B

n

３

３

B

o

１

４

B

p

４

２

B

q

２

３

B

r

３

１

するといった知見が提出されている（Huang, Lee,

...

...

...

...

McFadden, Murphy, Robertson, Cheung, & Zohar

際しても，組織内のグループの違いを考慮し，実態を踏まえることによってより有効な施策になるとい事業所Ａ

う指摘もなされており（Findley, Smith, Gorski, &O'neil 2007），それを踏まえるならば，個人属性が評定値に与える影響の把握にも一定の意義があるといえよう．他方で，この個人属性の評定への影響の仕方が組織や事業所によって相違がある可能性については十分に明らかにされておらず，改めてこの点事業所Ｂを検討することは必要な作業だろう．
さらに，近年では，安全風土の評定が，一見して安全とは直接かかわりのない仕事の満足にも影響

2016）．この指摘は，安全風土を良好なものにする
このばらつきが同一事業所内であまりにも過大ことによって事故や怪我を防止するのみならず，副であるならば，組織や事業所の安全性を評価して次的な影響が得られることを示すものであり，安全

いくうえで懸念材料となりうる．なぜならば，回風土を良好なものにすることの好ましい影響を，こ答が単に個人の意見でしかないならば，それは心れまでとはやや異なる角度から明らかにする魅力的理風土（psychological climate）（Drexler 1977）とな仮説である．

なってしまい，組織単位や事業所単位で有効な対策＊2

そこで，以上のような点を踏まえ，本稿では，国安全風土と安全文化はしばしば混同されるが，安全風土という概念は心理学や組織研究とのかかわりが強く，安全文化という概念
はチェルノブイリ原子力発電所の事故後に注目され，広まった．その出自や概念的な整理については福井（2012）や西田（2017）を参照されたい．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

19

内の複数の原子力関連産業の事業所を対象とし，まのトラック運転手の安全風土の研究においてさかんた，
表１のように，個人と集団が入れ子になった（ネに探究されている．トラック運転手は，スピード制

ストされた）階層的データに対し，個人レベルと事限をはじめとする交通ルールがあるなか，安全運

業所レベルを峻別する統計的アプローチであるマル

転での物資の輸送が求められることに加え，オン

チレベル分析を適用する．そして，安全風土の評定

タイムの配達や一定の生産性が求められる．しかが組織や事業所単位でまとまりを持っているのか否

し，仕事の特性として上司や同僚との相互行為が乏か，持っているとするならば職位と年齢の影響が安しい．もちろん，電子機器等を用いて直属の上司等

全風土の評定にもたらす影響が組織や事業所によっと連絡をとりあうことはあるものの，対面的な接触て異なっているのか否か，さらに，安全風土がよりがそれほど頻繁にあるわけではない．それゆえ，組一般的な仕事の満足感等に影響を及ぼすのか否かを織レベルやグループレベルにおいて安全風土の均質検討していく．

性が観察されるか否かに関心が注がれ，それにもか

2. マルチレベル分析と先行の議論
マルチレベル分析は，個人と集団が入れ子になっている階層的なデータに対し，双方の次元を考慮しかわらず，少なくとも個人の安全風土の良好な評定は安全にかかわるパフォーマンスに影響を及ぼしているとされる（Zohar, Huang, Lee, & Robertson
2015; Huang, Lee, McFadden, Rineer, & Robertson
2017）．

た分析を可能にする統計的アプローチであり（清水このように，同一組織内の階層性を「組織レベ2014），安全風土の研究に限られない定量的な調査

ル」「グループレベル」として概念化し，異なる尺データに対しても用いられる．風土調査が組織や事度を開発して測定する試みもあるなかで，本稿が照業所内部で均質性を有しているか否かは以前から関準を合わせているのは，あくまでも統計的な分析ユ心がもたれ（Drexler 1977），安全風土のみならず，

ニットとしての個人と事業所の間の階層性であり，組織風土の研究においても引き続き議論が行われて統計的な分析モデルとしてのマルチレベル分析であきたが（北居 2014），上で指摘した本稿の目的に合る．それゆえ，組織内の階層性は，上で述べたよう致したアプローチだと考えられる．

な質問文や尺度においてではなく，表１に示した

しかし，風土調査において，「マルチレベル」とように，データ構造に担保されている．もちろん，いう概念は，必ずしも統計的な分析手法に限られな

近年では，両者を統合するアプローチも採用されい多義性を有しており，その点を区別しておくことており（Zohar, D. & Luria 2005; Petitta，Probst，にも一定の意義がある．たとえば，風土調査においBarbaranelli，& Ghezzi 2017），分析の幅は広がりては，同一組織内に存在する階層性を「マルチレベ

つつあるが，本稿では，あくまでも統計的な分析モル（複数の水準）」という概念で指示してきた経緯

デルとしてのマルチレベル分析に照準を合わせてがある．その際の水準（level）の複数性は，尺度いく．

や質問文によって担保されてきた．たとえば，組織においてトップの経営者と直属上司は概念的に区別することが可能であるのみならず，安全についての

3. データと方法

取り組みが異なっている可能性もある．それゆえ，それでは，先に述べた三つの点を検証するために，従業員の認識も異なっていることが明らかにされて2015 年の５月から 12 月にかけて国内の原子力関連

いるが，この場合，調査に際し，「トップの経営者

事業所を対象に実施した調査票調査のデータを使用にあてはるのか否か」，「直属の上司にあてはるのかする．そのうち以下の分析の対象とするのは，100

否か」を複数の質問で従業員に尋ねることによって，人未満の事業所から 1000 人を超える事業所まで原すなわち，異なる尺度によって測定することによっ

子力産業にかかわる 22 の事業所であり，以下の質て，階層性が把握される．そして，しばしば，前者

問について欠損値を有しない 10246 人のデータを用を「組織レベル」，後者を「グループレベル」といいる．このデータは，すべての回答者が 22 の事業う概念で指示してきた（Zohar 2000; Zohar 2008）．

所のどれかと入れ子になっていることから，マルチ

このような同一組織内の階層性を異なる尺度によって把捉する試みは，近年においても，アメリカ

レベル分析に適している．
まず，福井（2012）が用いている質問項目を中心

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 220

表２

因子分析から得られた因子負荷量（0.4 以上を太字）

第一因子：直属上司の部下配慮（α =0.88）
あなたの直属上司は，安全性の向上に貢献した部下が，会社から認められるように努力している

0.70

0.04

0.06

0.02

‑0.05

0.03

あなたの職場では，直属上司から仕事（業務）の内容について納得のい
く説明がなされている

0.87

0.01

‑0.08

‑0.02

0.05

0.02

あなたの直属上司は，部下の職場環境や現場の状況に常々注意を払っている

0.90

‑0.02

‑0.09

‑0.01

0.05

‑0.01

安全に対する姿勢や取り組みを直属上司は認めてくれる

0.72

0.02

0.06

0.04

0.02

0.00

あなたは，あなたの所属している部署のありのままの情報が経営層に伝えられていると感じる

0.14

0.27

0.22

0.00

‑0.11

0.17

会社から当然あなた方に知らされているべき事柄であるのに，それが知らされていないことがある

‑0.02

0.75

‑0.02

0.01

0.02

‑0.06

あなたの意見やアイデアが途中でたち消えてしまって，上の方まで届いていないと思われるような場合がある

0.10

0.64

0.00

‑0.02

0.09

‑0.13

上位組織と第一線職場の関係について，双方に相手の相談を受け入れる
姿勢が感じられる

0.02

0.31

0.27

0.00

‑0.08

0.12

あなたの職場では，安全について難しいことも話し合うという雰囲気がある

0.04

‑0.01

0.66

0.02

0.07

‑0.01

あなたの職場では，事故や安全性の問題が率直に話し合われている

0.00

0.00

0.78

0.01

0.06

‑0.05

あなたの職場では，安全性・作業性向上に役立つ改善提案が提起されている

‑0.06

‑0.05

0.88

-0.03

0.01

0.01

あなたの職場では，安全確保のための意見やアイデアが活かされている

‑0.02

0.03

0.78

0.02

0.00

0.01

職場の仲間は，能率の良い作業方法を思いついた場合でも実行する前に安全性を確認している

0.01

0.03

0.33

0.39

0.08

-0.04

職場の仲間は，作業エリアに危険が存在しないか，事前に確認している

0.01

‑0.03

‑0.06

0.93

‑0.04

0.00

職場の仲間は，安全上の問題がないか現場に出向いて注意を払っている

0.02

‑0.03

‑0.06

0.91

‑0.01

‑0.01

職場の仲間は，仕事量の多い時期でも安全性の確保を優先している

‑0.02

0.06

0.10

0.62

0.04

0.05

あなたの職場の仲間はチームワークがとれている

0.04

0.04

0.05

‑0.01

0.82

‑0.06

あなたは今の職場の仲間の一員でいたい

0.01

‑0.05

‑0.05

‑0.02

0.75

0.28

あなたの職場では，お互いがベストをつくすように励まし合う

‑0.02

‑0.02

0.12

0.02

0.74

0.08

仕事上のことで必要なとき，職場の仲間はあなたを助けてくれる

0.05

0.09

0.02

0.01

0.72

‑0.06

あなたは，今の職場での業務遂行において達成感を味わうことができる

0.09

‑0.15

0.16

‑0.01

0.02

0.74

あなたは，今の職場で働いていることを誇りに思っている

0.06

‑0.18

0.05

0.01

0.05

0.92

あなたは，これからの人生をあれこれと考えてみて「将来なんとなく不安だ」というような気がする

‑0.08

0.38

‑0.13

‑0.01

‑0.03

0.39

あなたは今の会社をやめてしまいたいと思うことがある

‑0.07

0.26

‑0.14

0.02

0.10

0.54

第二因子：垂直的コミュニケーションの円滑性（２項目

第三因子：職場内の安全性向上意欲（３項目

α =0.66）

α =0.86）

第四因子：職場内の安全配慮行動（α =0.85）

第五因子：職場のチームワーク（α =0.90）

第六因子：仕事の満足（３項目

α =0.80）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

21に安全風土に関連する 24 項目を選択し，探索的因してもマルチレベル分析を適用していく．
それでは，

子分析を行った．質問に対する回答は，すべて１か

安全風土の諸次元，仕事の満足は，事業所内でまとら５までのリッカート式の５件法で得ている．そしまりを有しているのだろうか．

て，６因子を仮定して最尤法（プロマックス回転）

事業所内部でまとまりがあるのか否かを確認する

による探索的因子分析を行ったところ，表２に示す

ために，級内相関係数（intra-class correlation）とような結果が得られた．

それに基づくデザインイフェクトを算出する．級内

続いて，質問の内容を考慮し，第一因子を直属上相関係数が0.1を上回っているのか否か，0.1を下回っ司の部下配慮，第二因子を垂直的コミュニケーショている場合でもデザインイフェクトが２を上回ってンの円滑さ，第三因子を職場内の安全性向上意欲，

いるのか否かがデータに階層性を仮定するのか否か

第四因子を職場内の安全配慮行動，第五因子を職場を判断する際の基準になる（清水 2014）．仮に表１のチームワーク，第六因子を仕事の満足とそれぞれのように，データの構造それ自体が階層性を示して命名する（表２）．第一因子から第五因子までが職いたとしても，実際に得られた数値が示す事業所間場や同僚の評定であり，主に安全風土の諸次元にかのばらつきが無視しうるほど小さいならば，階層性

かわっているとするならば，第六因子は個人についを仮定することの意味はなくなるため，この点を確て尋ねており，仕事の満足にかかわっていると考え認しておく必要がある．

られる．

そこで，上記データについて，級内相関係数とデさらに，各因子からの負荷量が 0.4 を上回っていザインイフェクトを算出したところ，級内相関係数

る項目をピックアップし，内的一貫性を確認するたは直属上司の部下配慮が 0.03，垂直的コミュニケー

めに，因子別にα係数を算出したところ，表２に示ションの円滑さが 0.05，職場内の安全性向上意欲がしたように，おおむね高い数値が得られた．それゆ

0.03，職場内の安全配慮行動が 0.03，チームワーク

え，これらを足し合わせて質問項目数で除して用いが0.02，
職務満足が0.05であり，いずれも0.1を下回っ＊3

ることとする ．また，負荷量が 0.4 を上回っていており，必ずしも高くなかった．他方で，集団内のる項目を取り上げ，
確認的因子分析を行ったところ，平均的な人数を考慮するデザインイフェクトを算出

CFI が 0.969，RMSEA が 0.049 であり，モデルのデーしたところ，すべて 2 を上回っていたことから，データへのあてはまりは悪くなかった．確認的因子分析

タに個人と集団の階層性を仮定する，すなわち，同から得られた各因子間の共分散と足し合わせて求め

一事業所内にまとまりを仮定することに必ずしも無られた平均値は表３に示すとおりである．

理はないことが明らかになった．
続いて，職位・仕事上の地位や年齢といった属性

4. 結果の影響に事業所間で相違があるのか否かを，マルチレベル分析を用いて検討していく．まず，職位につ

以下では，安全風土の諸次元として，直属上司のいては，役職者において評定値が高くなるといった部下配慮，垂直的コミュニケーションの円滑さ，職知見が得られていることから（福井 2012），組織に場内の安全性向上意欲，職場内の安全配慮行動，職よって相違はあるものの，管理職と一般職に大きく場のチームワークに，また，個人の仕事の満足に対二分類し，管理職を１とコード化するダミー変数を

表３

各因子間の共分散と平均値

平均値

第一因子

第二因子

第三因子

第四因子

第五因子

第六因子

第一因子

4.02

‑

‑

‑

‑

‑

‑

第二因子

3.40

0.35

‑

‑

‑

‑

‑

第三因子

4.03

0.34

0.29

‑

‑

‑

‑

第四因子

4.18

0.26

0.21

0.30

‑

‑

‑

第五因子

4.06

0.38

0.31

0.35

0.29

‑

‑

第六因子

3.50

0.39

0.38

0.35

0.26

0.48

‑

＊3

垂直的コミュニケーションの円滑さは 0.66 とやや低いものの，項目数の少なさを考慮して，このまま分析に用いることとする．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

22

作成し，分析を行う．また，年齢の影響については

は事業所によって異なっているというわけである．

若年層において高い（中高年齢層において低い）とそれゆえ，組織や事業所の特徴を，他の事業所とのいう線形の負の効果も仮定できるものの，加齢にし相違から考えるとするならば，年齢が安全風土の評

たがい，単調に減少するのみならず，30 歳代や 40定に与える影響に，組織や事業所の独自性がみられ歳代といった中堅層で凹む U 字型になることや，逆ると考えられる．

に凸型，「逆 U 字」型になる可能性もありうること最後に，安全風土の諸次元は，個人の仕事の満足から，２乗項も考慮する．

に影響を及ぼしているのだろうか．及ぼしていると年齢や職位の影響の事業所間に相違はあるのだろするならば，
それはいかなる次元だろうか．そこで，うか．そこで，切片に加え，職位の影響が事業所間上の５つの諸次元について，事業所別の平均値を算で異なると仮定したモデル（モデル１），切片に加出し，その平均値を集団レベルの特性とみなしたうえ，年齢の影響が事業所間で異なると仮定したモデ

えで，仕事の満足を被説明変数とするマルチレベル

ル（モデル２），さらに，切片に加え，職位の影響分析に投入した．各次元はそれぞれ一つずつモデルと年齢の影響が事業所間で共に異なるモデル（モデに投入することとし，その結果を表６に示す．

ル３）を推定し，BIC を算出し，モデルを比較する

表６から，いずれの要因も仕事満足を高めていることとする．

ことが明らかになった．職場内の安全配慮行動の影

表４に示したように，BIC を確認したところ，切響は 0.83 と相対的には小さいけれども仕事の満足を片に加え，年齢に事業所間の相違を仮定したモデル

高める影響を有しており，とりわけ職場のチーム

２が，安全風土の諸次元，また，仕事の満足においワークは 1.51 と数値も大きく，その傾向がはっきりてももっとも低いことが明らかになった．また，そしている．これらの結果から，安全風土の各次元は，のモデル２に基づいて得られたパラメータ推定値を

個人の働く環境にも好影響を及ぼしていると考えら

表５に示した．

れ，先行研究が示唆しているように，安全風土の副

これらの結果から，安全風土への個人属性の影響

次的な影響が明らかになった．

に関して，職位の影響は事業所間で相違はないもの

5. 議論の，年齢の影響は事業所間で異なっていると考えた
ほうがよさそうである．すなわち，管理職が一般職よりやや高い評定をする傾向はおおむねどの事業所以上の結果から，次の点を指摘できそうである．

においてもみられるものの（約 0.2 ポイントから 0.4

まず，本稿では，安全風土の評定値について，事業ポイント高い），年齢が評定に与える影響について

所単位で一定のまとまりがあるか否かを検討してき

表４各モデルの BIC

直属上司の
部下配慮

垂直的コミュ
ニケーション
の円滑さ

職場内の安全性向上意欲

職場内の安全配慮行動

職場のチームワーク

仕事の満足

モデル１

23424.74

24302.34

22341.36

20702.46

24494.13

28513.76

モデル２23398.41

24280.11

22299.06

20675.72

24469.29

28492.44

モデル３23422.25

24291.87

22323.75

20700.99

24496.90

28514.20

表５

マルチレベル分析から得られたパラメータ推定値（固定効果）

直属上司の
部下配慮

垂直的コミュ
ニケーションの円滑さ

職場内の安全性向上意欲

職場内の安全配慮行動

職場のチームワーク

仕事の満足

切片

3.96 ***

3.37 ***

3.97 ***

4.12 ***

3.98 ***

3.45 ***

管理職ダミー

0.29 ***

0.29 ***

0.24 ***

0.21 ***

0.34 ***

0.37 ***

年齢‑0.07 ***

0.03

‑0.06 ***

‑0.05 ***

‑0.07 ***

0.05 *

年齢２乗

0.02 **

0.04 ***

0.04 ***

0.03 ***

0.03 **

0.02 ** p < .05, ** p < .01, *** p < .001

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

表６

23

仕事の満足を被説明変数とするマルチレベル分析

切片

‑1.64

管理職ダミー

0.37 ***

年齢

0.05 *

年齢２乗

0.02

0.02 *

直属上司の部下配慮

1.26 ***

垂直的コミュニケーションの円滑さ

‑0.27

‑1.43

0.00

‑2.70 *

0.37 ***

0.37 ***

0.37 ***

0.37 ***

0.05 **

0.05 *

0.05 *

0.05 *

0.02

0.02 *

0.02 *

1.08 ***

職場内の安全性向上意欲

1.21 ***

職場内の安全配慮行動

0.83 *

職場のチームワーク

1.51 **** p < .05, ** p < .01, *** p < .001

たが，級内相関係数はそれほど大きくなかったもの

まとまりが確認されており，安全風土や安全文化との，デザインイフェクトは一定の水準を満たしておいった観点からの調査データの活用に資するものだ

り，調査から得られた回答に事業所内部で類似性をと考えられる．

仮定することに無理はないことが明らかになった．
この点は，安全風土や安全文化といった各種調査に基づく組織や事業所単位の施策や対応が無意味では謝

辞ないこと，調査結果を事業所や組織単位で還元して本 稿 の 調 査 と 分 析 は， 原 子 力 安 全 推 進 協 会

いくことに一定の意義があることを示唆している．

（JANSI），各事業所のご協力によって可能になりま

また，安全風土の評定に，個人属性が影響を及ぼしうることは指摘されていたものの，本稿では，その影響の仕方が事業所間で異なっている点を示した．具体的には，管理職において評定値が高くなる
傾向は事業所横断的にみられるものの，年齢の影響は必ずしも一定しておらず，事業所によって異なっていることが示された．それゆえ，年齢の安全風土した．感謝を申し上げます．

引用文献
Drexler, J. A.,（1977）．Organizational climate: Its
homogeneity within organizations, Journal ofApplied Psychology, 62, 38‑42.

の評定に与える影響には，事業所の特徴が反映されFindley, M., Smith, S., Gorski, J. & O'neil, M.,る可能性がある．ただし，年齢の影響の事業所間の（2007）．Safety climate differences among

相違がただちに安全にかかわる結果に帰結するわけ

job positions in a nuclear decommissioning

ではなく，その点について早計はできない．たとえand demolition industry: Employees' self-

ば，若年層の評定が良い事業所であるとしても，そreported safety attitudes and Perceptions，

れがただちに安全性の水準が高いことを意味するわ

Safety Science, 45, 875-889.

けではない．
さらに，安全風土の諸次元は，仕事の満足にも好影響を及ぼしうることが示された．それはすで

藤田 智博（2017）．安全確認が抑制されるメカニ
ズム─知識・技能への自信に注目して─
INSS JOURNAL, 24, 48‑57．

に先行研究においても示唆されていた点であるが福井 宏和（2012）．原子力発電所の安全風土に関す（Huang，Lee，McFadden，Murphy，Robertson，

る質問紙調査 集団力学，29, 69‑86．

Cheung，& Zohar 2016），それを本稿では国内の福井 宏和・吉田 道雄・山浦 一保（2000）．原子力

原子力関連産業にまで拡張し，示すことができた．

発電所職員の安全確認行動と組織風土の因果以上の結果は，国内の原子力関連産業の調査から

モデル INSS JOURNAL, 7, 2‑14．

得られた知見であり，それを超えて一般化すること

福井 宏和・吉田 道雄・吉山 尚裕（2001）．原子力には限界がある．また，一時点の調査であることか発電所における安全風土に関する研究 INSSら厳密な意味での因果関係の確定には限界を抱えて

JOURNAL, 8, 2‑13．

いる．それにもかかわらず，事業所単位での一定のHuang, Y., Zohar, D., Robertson, M. M., Garabet, A.,INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 2

24

Lee, J., & Murphy, L. A.（2013）．Develop-

implications. Journal of Applied Psychology, 65,

ment and validation of safety climate scales

96‑102．

for lone workers using truck drivers as

Zohar, D.（2000）．A group-level model of safety

exemplar，Transportation Research Part F, 17,

climate: Testing the eﬀects of group climate

5‑19.

on microaccidents in manufacturing jobs,
Journal of Applied Psychology, 85, 587‑596.

Huang, Y., Lee J., McFadden, A. C., Murphy, L.
A., Robertson, M. M., Cheung J. H., & Zohar,D.（2016）．Beyond safety outcomes: An
investigation of the impact of safety climate

Zohar, D.（2008）．Safety climate and beyond: A
multi-level multi-climate framework. Safety
Science, 46，376‑387.

on job satisfaction, employee engagement

Zohar, D. & Luria, G.（2005）A multilevel Modeland turnover using social exchange theoryof Safety Climate: Cross-level relationships

as the theoretical framework，Applied

between organization and group-levelclimates. Journal of Applied Psychology, 90, 616-

Ergonomics, 55, 248‑257.
Huang Y., Lee J., McFadden A. C., Rineer J.,

28．

& Robertson M. M.,（2017）. Individual

Zohar, D., Huang, Y., Lee, J., & Robertson, M.

employee's perceptions of '' Group-level

M.（2015）．Testing extrinsic and intrinsic

Safety Climate''（supervisor referenced）

motivation as explanatory variables for

versus '' Organization-level Safety Climate''

the safety climate-safety performance（top management referenced）: Associations

relationship among long-haul truck drivers．
Transportation Research Part F, 30, 84‑96．

with safety outcomes for lone workers.
Accident Analysis & Prevention, 98, 37‑45.
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ベル・アプローチによる実証研究─ 有斐閣．
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西 田 豊（2017）．安全風土と安全文化─概念，測定と理論，醸成について ─ INSSJOURNAL, 24, 21‑31.
Petitta, L., Probst, T. M., Barbaranelli, C., & Ghezzi,
V.（2017）．Disentangling the roles of safety
climate and safety culture: Multi-level eﬀects
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Reason, J.（1997）．Managing the risks of organizational accidents, Ashgate Publishing（リーズン，J．塩見 弘（監訳）（1999）
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日科技連）
．
清水 裕士，（2014）．
『個人と集団のマルチレベル分
析』ナカニシヤ出版．
Zohar, D.（1980）．Safety climate in industrialorganizations: theoretical and applied

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 325

スパース判別分析による属性別安全風土の特徴抽出
Extracting Features of Attribute-speciﬁc Safety Climate
via Sparse Partial Least Squares Discriminant Analysis
西田

豊（Yutaka Nishida）＊1

要約
安全風土調査において発電所，職位，世代といった属性により回答傾向が異なることが示されている．先行研究においてこの回答傾向の差異は安全風土尺度の下位尺度レベルでの検証がされているが，属性を識別可能な特徴を特定することが安全風土調査の精緻化に必要と考えられる．本研究では，職位，世代，職種といった個人の各属性を識別するために有用な質問項目を特定し，属性別の安全風土の特徴抽出を試みた．変数選択と多重共線性の問題を解決するため，正則化による変数選択と次元削減を同時に行う Sparse Partial Least Squares Discriminant
Analysis を用いた．
キーワード

安全風土，安全文化，判別分析，次元削減，変数選択，スパースモデル

Abstract
Safety climate surveys show that the response tendency diﬀers among attributes
such as power plant, job title and generation (i.e. age). In previous research, this diﬀerence inthe response trend was veriﬁed at the subscale level of the safety climate scale; but identifying
features that distinguish attributes is necessary to reﬁne safety climate surveys. In this study,
we identiﬁed useful question items to identify individual attributes such as position, age, andoccupation, and we attempted to extract features of the attribute-speciﬁc safety climate. In orderto solve the problem of variable selection and multiple collinearity, we used sparse partial leastsquares discriminant analysis, which performs variable selection by regularization method anddimension reduction simultaneously.
Keywords

safety climate, safety culture, discriminant analysis, dimension reduction,
variable selection, sparse modeling

1. はじめにに，「組織成員が，直接的にあるいは間接的に知覚し，

1.1. 安全文化および安全風土

彼らを安全への配慮や安全行動へ導く，一連の組織環境の測定可能な特性」と定義される．
一方，安全文化は「原子力の安全の問題には，そ近年の組織における安全意識の高まりにともなっの重要性にふさわしい注意が最優先で払われなけて安全文化，安全風土の醸成が注目されている．安ればならない．安全文化とは，そうした組織や個

全文化・安全風土は質問紙調査によってその程度が人の特性と姿勢の総体である」と定義されている測定されることが多い．定番と呼べるような質問紙（INSAG, 1991）．

はなく目的に合わせ設計，更新され，実施されている状況である．

このように，安全文化と安全風土の定義を与える
ことは，理論的研究を進めていく上では必要不可欠

安全文化と安全風土は類似しつつも異なる概念でである．しかしながら，定義は操作的に与えることあると言われており（西田 , 2017），それぞれの代も可能である．本研究では，プラグマティズムの立

表的な定義は次のようなものである．福井（2014）

場に立ち，安全文化と安全風土を組織もしくはそのにおいて安全風土は，Zohar（1980）の安全風土と成員の安全に関する特性と考え，特に区別しない．

Litwin & Stringer（1968）の組織風土の定義を基

安全に関する特性の測定を試みるとき重要である＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

社会システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 3

26のは，信頼性と妥当性を持って測定可能な質問項目が高い場合には多重共線性が生じる可能性もある．

が設定されていることであろう．本研究では，安全

つまり，ある属性に本質的に関連している質問項目

文化や安全風土を測定する尺度をより洗練させるたはごく少数である事が考えられる．判別に寄与する

め質問項目とそこから抽出される特徴に着目した質問項目は，すなわち判別対象の属性の特徴を示す

い．

質問項目であると考えられる．

1.2. 属性別安全風土の特徴

本研究では，個人の属性として職位，世代，職種を取り上げ，どのような特徴を有しているかを検討する．おそらく抽出される質問項目は判別対象（各個人の属性によって安全風土の程度に差異が生じ属性）によって異なるはずである．各属性が持つ特る可能性がある．例えば福井（2012）では，発電所，徴を把握することにより，さらなる安全文化の向上

職位，世代に層別して比較した場合，これらの層別に資する事が可能となる．また，有用な質問項目をが測定尺度によって弁別されるかどうかによって測特定することにより，今後の調査の精緻化に貢献で定尺度の妥当性を検証している．安全風土尺度の６きる．

つの下位尺度（「組織の安全姿勢」，「直属上司の姿
勢」，「安全の職場内啓発」，「安全配慮行動」，「モラル」「，知識・技能の自信」）について検討されている．
発電所の主効果が見られたのは，「安全の職場内啓発」，「安全配慮行動」，「モラル」，「知識・技能の3. 方法
3.1. データ自信」であった．職位の主効果は６つ全ての下位尺

安全に関する組織の状態や従業員の意識につい度で見られた．すなわち，職位が高くなると評定値て，2015 年度に実施されたアンケート調査のデーも高くなる特徴が認められる．世代の主効果は「組タを用いる．この調査では大きく７つの要因（「安

織の安全姿勢」「安全の職場内啓発」
「モラル」
「直

全最優先の価値観」，「リーダーシップ」，「安全確保

属上司の姿勢」で見られた．すなわち，年齢が高くの仕組み」，「円滑なコミュニケーション」，「個人・なるほど評定値が低くなる傾向が認められる．

組織の姿勢」，「潜在的リスクの認識」，「活気のあるこのように安全風土調査において組織やその成員の属性で評定値が異なることがわかってきている．

職場環境」
）があり，
各質問項目は５件法のリッカー
トスケールによって測定される．

福井（2012）では，下位尺度レベルの検討がなされ本研究では，特に発電所に焦点をあて 17 発電所

たが，更に詳細なレベルでどのような質問項目が属のデータのみを抽出し，算出した属性別発電所平均性によって異なる評定値になっているか，言い換え値を分析対象のデータとしている．
使用した項目は，

ればどのような特徴によって属性間の差異が生じて組織の状態を測定する目的で設定された 76 項目でいるのかを把握しておくことは重要である．

ある．

2. 目的

3.2. 分析手法

本研究の目的は，安全風土における各属性を識別

データセットは，質問項目が多く変数選択が必要

する特徴を抽出することである．具体的には判別であり，多重共線性の問題を避けるため，本研究で分析を用いて各属性を判別するにはどの質問項目

は一般によく使用されるステップワイズ法を用いた（変数）が有効かを検討する．更に判別に有用な質

変数選択による線形判別分析ではなく，近年開発が問項目を要約することで属性を識別する特徴を抽出

盛んなスパースモデルを利用する．

する．
判別分析が行うのは，所属する属性が既知である

通常，多重共線性の問題を避けるためには，AIC
や F 値などの基準を用いて変数を選択する方法や，個体の集合を用いて，その属性に所属する個体の情主成分分析を用いて次元削減を行う方法が考えられ

報を用いて判別ルールを抽出することである．しかる．近年では推定の安定化とともに変数選択も行う

しながら，この判別ルールに全ての質問項目が寄与ことができるとして，L1 正則化などを用いたスパー

するとは限らない．また，質問項目間の（重）相関

スモデリングによる変数選択が注目を集めている

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 3

27

（廣瀬 , 2016; 川野・松井・廣瀬 , 2018; Tibshirani,き，あなたは職場で取るべき具体的行動を

1996）
．

知っている

本 研 究 で は， 正 則 化 に よ る 変 数 選 択 と 次 元 削
減 を 同 時 に 行 う Sparse Partial Least Squares

Q75 ：あなたの職場では，個人的な感情や利害を職場に持ち込んでいる人がいる

Discriminant Analysis（sPLS-DA: Lê Cao, Boitard,

Q80 ：あなたの職場では，自分では「こうすべき」

Besse , 2011）を用いて，多重共線性と変数選択のと思う意見でも言い出しにくいことがある問題を解決する．

4.2. 世代別の特徴抽出

4. 結果と考察世代が高くなるほど評定値が低下することが知ら

4.1. 職位別の特徴抽出れている（福井 , 2012）．世代の４カテゴリ「29 歳以下」，「30 歳代」，「40 歳代」，および「50 歳以上」職位が高くなると評定値も高くなることが知られを判別するために有効な質問項目を抽出する．本分ている（福井 , 2012）．職位の２カテゴリ「担当者」

析では，職位の影響を取り除くため，担当者のみをもしくは「役職者」を判別するために有効な質問項

対象としている．

目を抽出する．

成分数を３，各成分の変数数を 10 として解析を

成分数を１，変数数を 10 として sPLS-DA を実行実行したところ，係数の絶対値が大きい項目は順にしたところ，係数絶対値が大きい項目は順に Q7，

Q74，Q58，Q18，Q27，Q34，Q3，Q80，Q8，Q7

Q8，Q1，Q75，Q80 などとなった（表１）．

などとなった（表２）．

表１

職位の判別に有用な質問項目とその成分に関する係数
成分１Q7‑ 0.50Q8‑ 0.48Q1‑ 0.48Q75‑ 0.35Q80‑ 0.32

Q24‑ 0.18Q2‑ 0.13

Q19‑ 0.11

Q44‑ 0.04Q33‑ 0.03世代と成分との関連を表 3 に示す．成分１は職場の仲間，上司の質問項目から構成され，29 歳以下と関連が強い．具体的には以下のような質問項目から構成されている．
Q74 ：仕事上のことで必要なとき，職場の仲間はあなたを助けてくれる
Q58 ：職場の仲間は常に問いかける姿勢をもち，業務上の問題点や不具合がないか確認している
Q18 ：あなたの直属上司は，部下の職場環境や現場の状況に常々注意を払っている

この成分は安全に関する知識についての項目で

成分２は安全確保の仕組み，
コミュニケーション，

あったり，職場の雰囲気についての項目から構成さ

安全最優先の価値観の質問項目から構成され，50れていると考えられる．これらの項目については特歳以上と関連が強い．具体的には以下のような質問に職位の差が付きやすい項目と言える．具体的には項目から構成されている．

以下のような質問項目から構成されている．
Q27 ：あなた自身の業務に関する規則・ルールにQ7 ：あなたは，自分が担当している業務・設備
で，発電所の安全性に影響する弱み・課題について十分に説明できる
Q8 ：あなたは，発電所で起りうる事故の中で安全上の最悪のシナリオを他者に十分に説明できる
Q1 ：発電所の幹部が示した安全最優先に基づ運用しにくい内容がある
Q34 ：上位組織と第一線職場の関係について，双方に相手の相談を受け入れる姿勢が感じられる
Q3 ：あなたは，あなたの所属している部署のありのままの情報が経営層に伝えられていると感じる

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 328

表２世代の判別に有用な質問項目とその成分に関する係数

全上の最悪のシナリオを他者に十分に説明
できる

成分１

成分２

成分３

Q74

0.71

0

0

Q58

0.43

0

0

Q18

0.29

0

0

Q17

0.27

0

0

Q71

0.14

0

0

Q5

0.10

0

0

Q16

0.09

0

0

Q60

0.07

0

0

Q27

‑ 0.19‑ 0.620Q34

0‑ 0.600Q3

0‑ 0.280Q110‑ 0.220Q120‑ 0.210Q77

0‑ 0.160

Q210‑ 0.160

職種と成分との関連を表５に示す．成分１は活気

Q690‑ 0.110のある職場環境に関する質問項目となっており運転Q4

0‑ 0.100

Q470‑ 0.080との関連が強い．具体的には以下のような質問項目

Q80

0

0

‑ 0.67Q8

0

0‑ 0.45

Q7‑ 0.280‑ 0.37Q44

00‑ 0.22Q75

00‑ 0.22Q1

0

0‑ 0.21Q28

0

0‑ 0.20Q2

00‑ 0.17Q78

00‑ 0.08Q33

00‑ 0.01

表３

Q7 ：あなたは，自分が担当している業務・設備
で，発電所の安全性に影響する弱み・課題について十分に説明できる

4.3. 職種別の特徴抽出
業務内容が異なる職種によって評定値にも差異が出てくることが予想される．職種の３カテゴリ「保
修」
，
「運転」
，および「管理（技術）」を判別するた
めに有用な質問項目を抽出する．
成分数を３，各成分の変数数を 10 として解析を実行したところ，係数の絶対値が大きい項目は順に
Q71，Q74，Q73，Q27，Q19，Q3，Q36，Q6，Q37などとなった（表４）．

から構成されている．
Q71 ：あなたの職場の仲間はチームワークがとれている
Q74 ：仕事上のことで必要なとき，職場の仲間はあなたを助けてくれる
成分２は安全確保の仕組みやリーダーシップに関する項目であり管理との関連が強い．具体的には以下のような質問項目から構成されている．
Q27 ：あなた自身の業務に関する規則・ルールに世代と成分に関する係数
成分１

成分２

成分３

29 歳以下

0.79

0.44

0.68

30 歳代

0.04

0.41

‑ 0.5740 歳代‑ 0.31‑ 0.04‑ 0.3850 歳以上‑ 0.52‑ 0.800.27

成分３は職場環境や安全に関する知識を問う質問運用しにくい内容がある
Q19 ：安全に対する姿勢や取り組みを発電所の幹部は認めてくれる
成分３はコミュニケーションや安全最優先の価値観に関する項目であり保修との関連が強い．具体的には以下のような質問項目から構成されている．

項目から構成され，29 歳以下と30 歳代との関連が強い（ただし，29 歳以下と30 歳代では逆の回答傾向）．

Q36 ：あなたの職場では，協力会社の方々から仕

具体的には以下のような質問項目から構成されている．

事で発見された不具合やリスクに関する情報を伝えてもらっている

Q80 ：あなたの職場では，自分では「こうすべき」

Q6 ：あなたの職場では，安全に関わる設備・機と思う意見でも言い出しにくいことがある器の保守について，重要度に応じた予算がQ8 ：あなたは，発電所で起りうる事故の中で安確保されている

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 3

表４

職種の判別に有用な質問項目とその成分に関する係数29性の特徴を抽出していると考えられる．

成分１

成分２

成分３

職位の判別では２つの属性を判別し，１つの成分

Q71‑ 0.6200を抽出した．この成分は，安全最優先の価値観や活Q74‑ 0.4600

気のある職場環境に関する質問項目が特徴となってQ73‑ 0.4000Q58‑ 0.34

0

0

いる．

Q72

‑ 0.2400Q18‑ 0.1500Q64‑ 0.1400Q52‑ 0.1300

Q17‑ 0.0700

Q5‑ 0.03

0

0

Q27

0

‑ 0.850Q19

0‑ 0.330Q30‑ 0.320

Q210‑ 0.190Q460‑ 0.130Q35

0‑ 0.100

Q470‑ 0.070

Q440‑ 0.060Q80

0‑ 0.020

する項目であり「管理」との関連が強い．３つ目は，

Q450‑ 0.010

コミュニケーションや安全最優先の価値観に関する

Q36

0

0

‑ 0.78Q6

0

0‑ 0.53Q37

00‑ 0.24Q59

0

0‑ 0.22Q32

00‑ 0.04Q13

00‑ 0.03Q57

0

0‑ 0.02Q55

00‑ 0.02

Q8

0

0

0.02

Q25

0

0

0.00

表５

世代の判別では４つの属性を判別し，３つの成分を抽出した．１つ目は，職場の仲間や上司に関する質問項目が特徴として抽出され，「29 歳以下」と関連が強いことが確認された．２つ目は，安全確保の仕組み，コミュニケーション，安全最優先の価値観に関連する質問項目が特徴として抽出され，「50 歳以上」と関連が強い．３つ目は，職場環境や安全に関する知識を問う質問項目が特徴として抽出され，「29 歳以下」と「30 歳代」との関連が強い．ただし「29歳以下」と「30 歳代」は逆の回答傾向になっている．
職種の判別では３つの属性を判別し，３つの成分を抽出した．１つ目は，活気のある職場環境に関する質問項目となっており「運転」との関連が強い．
２つ目は，安全確保の仕組みやリーダーシップに関項目であり「保修」との関連が強い．
以上にように各属性は，個別に関連の強い質問項
目があり，それぞれ安全風土の特徴を反映している．
福井（2012）においては，下位尺度レベルで属性が識別されることが示されたが，本研究においてはどのような特徴によって差異が生じているのかが明らかとなった．
安全風土とも関連が深く，近年研究が進められているワークモチベーション（藤田 , 2017; 池田・森永 ,2017）についても属性別の特徴が存在するかもしれない．

職種と成分に関する係数
成分１

成分２

成分３

保修

0.30

0.57

‑ 0.81

管理

0.51‑ 0.790.31

運転‑ 0.810.23

0.50

5. まとめ

本研究で選択された質問項目は，あくまでも，ある属性に属するか否かを判別するために有用であるということであり，別の観点から見れば，今回選択されなかった質問項目が重要であることも考えられる．
例えば，ある質問項目に対して，ある特性値を持った回答者はどの評定値を回答するか，といった観点から項目を評価する方法もある．このような評本研究では，sPLS-DA を用いて，個人の属性を価には項目反応理論（池田 , 1994; 村木 , 2011; 豊田 ,判別する質問項目を特定し，特徴抽出を行った．選2012）を用いる事ができる．高い特性値を持つ回択された質問項目は，対象の属性を判別するために答者は高い評定値を回答し，低い特性値を持つ回答

有用であると判断されたものである．このような質者は低い評定値を回答するような質問項目が望まし問項目は判別対象（各属性）によって異なり，各属

く，特性値が高くても低くても，同じような評定値

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 330を回答する質問項目は望ましくない．
従来項目を除外するか，そのままにするかなど，
今後，質問項目を精査するにあたっては，あらゆる角度から質問項目の性質を考慮する必要があり，本研究の結果はその判断材料になると考える．

謝

辞

本研究は一般社団法人原子力安全推進協会（JANSI）と各事業所のご協力のもとに実施できたものである．厚く感謝申し上げる．

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INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 431

ノンテクニカルスキルに着目した緊急時対応訓練の開発（3）−「たいかん訓練」における評価に向けた課題−
Development of emergency response training focusing on Non-Technical Skills（3）‑ Review and prospects for building a more eﬀective training system（ECOTEC）‑
彦野
松井
吉元

賢（Masaru Hikono）＊1

裕子（Yuko Matsui）＊1
怜毅（Reiki Yoshimoto）＊2

金山

正樹（Masaki Kanayama）＊1

冨士岡

加純（Kasumi Fujioka）＊2

要約
2011 年に発生した東日本大震災の反省から，現場の緊急時対策本部内で指揮命令をとりしきる職員の対処能力の向上が課題とされたことから，INSS では，状況付与型ロールプレイ演
習を取り入れた訓練（通称：「たいかん訓練」）を開発し，現場の職員に対し実施してきた．本稿
では，これまでの取り組みを概観するとともに，参加者の訓練効果をより高めるべく，今後の課題を整理することを目的とする．特に，参加者・チームの評価に向け，行動指標による観察，質問紙による主観評価，事後討議運営，そして発話記録の分析の４つに焦点を当てた．
キーワード

緊急時対応訓練，ノンテクニカルスキル，訓練評価

Abstract
Regarding the Great East Japan Earthquake of 2011, various reports have statedthat it is necessary to improve the competence to cope with accidents for the oﬃcials whotake command orders in the emergency response team. In consideration of this, at INSS wedeveloped an emergency response exercise curriculum（taikan exercise，ECOTEC*）
and carried
it out in a test with on-site staﬀ at a nuclear facility. This report organizes the previous steps andreviews potential future issues in order to further enhance the training eﬀects for participants.
In particular, we focused on four viewpoints for evaluation of participants and teams: observation
using behavior markers, analysis of speech data, subjective assessment by a questionnaire, andanalysis of speech data.
Keywords

Emergency response, Non-technical skills, Training evaluation

1. はじめにOʼConnor, & Crichton, 2008 小松原訳 2012），多くの作業現場で専門技能の実践には欠かせないスキル

高度な安全性が求められる産業（航空，医療，船であると考えられている．これらの NTS は，個人

舶，鉄道，石油ガス掘削プラント，電力プラント等）の資質もさることながら，訓練カリキュラムを通じでは，緊急事態に対処する職員の能力向上に不可欠向上させることができるという認識は現在では広くな社会的および認知的スキル（以降，NTS：ノン

共有されており（Thomas, 2018, p.39），本研究もこテクニカルスキルと記す）の訓練が，共通の課題との立場をとる．

なっている．NTS は「CRM スキル」や「ソフトス2011 年に発生した東日本大震災については，多キル」と呼ばれることもあるが，操作手順（マニュ

くの組織により報告書がまとめられた．そのひとつアル）など業務に直結した専門知識や技量であるテである日本原子力学会（2015）は，当時の緊急対策

クニカルスキルを補って，十分にテクニカルスキル

室や本社，現場運転員の状況認識や情報共有などのを発揮させるための「状況認識」「コミュニケーショ

人的要因にも問題があったと指摘している．このたン」「リーダーシップ」などのスキルと定義され（Flin,

め，産業界では現場の緊急時対策本部内で指揮命令＊ 1 （株）原子力安全システム研究所＊ 2 （株）三菱総合研究所

社会システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 432をとりしきる幹部クラス職員の対処能力を向上させ行動について議論を行い，NTS の重要性や自らのるための訓練が開発実施され（例えば，
久郷（2015）

遂行状況について考えを深める（振り返り；60 分）．

など）ており，従来にはない訓練として高い評価を

この訓練カリキュラムは，2016 年度より現場の受けている．その一方で，受講者である現場職員か幹部クラス職員を対象に実践され，2017 年度末まらは，自所内で比較的短時間に繰り返し実施できる，でに延べ 67 名が参加した．参加者からは，振り返

緊急時対策本部員を対象とした NTS 向上のためのりにおいて，改めて NTS の重要性や必要性につい訓練カリキュラム開発を求める声も高まっていた．

て多くの気づきを得たとの発言が得られ，訓練後にそこで，INSS では，NTS を向上させることを目的実施した質問紙調査では，訓練に参加した意義が高とし，緊急時の初期対応を行うプラント職員を対象

く評価されている（５段階評定で 4.6）
．さらに，再とする，現場にて繰り返し実施可能な訓練カリキュ

稼働したプラントが規制機関に提出することが法律

ラム「たいかん訓練」＊ 3 を開発した（彦野・松井・で求められている安全性向上計画書（関西電力株式

金山，2017）．

会社，2018）の一項目にも挙げられた．

「たいかん訓練」のベースは，公開された現場

これまでの「たいかん訓練」では，訓練カリキュ

指揮者のヒアリング記録「吉田調書」（内閣官房，

ラムが参加者の NTS の向上に寄与するものとなっ2014）である．彦野・作田・松井・後藤・金山（2016）ているかどうか評価することを主な目的として，演は，この記録は現場の指揮者および緊急時対応チー

習中の参加者の行動観察や，演習後の質問紙調査（彦

ムがおかれた厳しい状況を知るうえで貴重な経験を

野他，2017），演習中や事後討議中の映像・音声記

記した資料であり，訓練開発に活用できると考えて，録から得られるデータの分析（松井・彦野・岩崎・

現場指揮者に焦点をあてた教訓の抽出を行った．そ森田，2017）を試行してきた．一方で，より効果的の結果，現場指揮者に求められる教訓は，「コミュ

な訓練カリキュラムへとスパイラルアップさせるた

ニケーション」「ストレス下の意思決定」「ストレス

めに，参加者あるいは参加チームの NTS を評価・下の人間特性」「権限委譲」「状況把握」「状況評価（認判定することについての要望も現場から高まってき識）」「組織管理」「非常事態への事前準備」の８分

た．これまで訓練カリキュラムの評価に活用してい類（以後，NTS ８分類と記す）に集約され，Flin

たデータは，参加者や参加チームの行動や主観的な（1996）による NTS 分類と概ね重なることが示され評価をとらえたものであり，訓練参加による NTS

た．
「たいかん訓練」は，この NTS ８分類を向上さ向上の程度を評価するための指標としても活用できせるためのシナリオブラインド型の訓練カリキュラる見込みがある．

ムとなっている．

ただし，航空や医療の分野では，既に NOTECHS「たいかん訓練」の主な流れを，以下に記す（よ（Non-Technical Skills; Flin, et al., 2003），ANTS

り具体的な内容は彦野他（2017）を参照のこと）．

（Anaesthetistsʼ Non-Technical Skills; Flethcer et

まず，①参加者（６名前後）に対して，緊急対策本

al., 2003）

部が立ち上がるきっかけとなる起因事象（地震や火Surgeons; Jung, Borkhoff, Juni, & Grantcharov,

災など）についての時系列情報と現時点での状況が2018）などの評価システムが用いられているもの知らされる（事前の情報付与；５分）．次に，②緊の，あらゆる局面を把握できない，めったに起きな

急時対策本部に参加者が移動し，起因事象への対応

い行動を観察する機会は限定される，観察者自身と，コントローラーから電話で与えられる様々な阻にも負荷バイアスなどの限界があるとの指摘（Flin,

害事項（負傷者や現場支援要請など）への対応が求

et al., 2008 小松原訳 2012）もある．そもそも緊急められる（演習；40 分）．参加者の様子は 360°カメ

時対応のような不確実性の高い状況での意思決定やラで録画されるとともに，リアルタイムの行動観察

行動は，一つの正解を追及できるものではなく，評も行われる．演習終了後に，③ファシリテータの元価が難しい領域と考えられる．したがって，評価手で演習中の NTS の実践状況に関する反省や良好な法も，正解・不正解のような判別的な評価ではなく，や NOTSS（Non-Technical Skills for＊ 3 「たいかん」訓練の名称には，以下の３つの意味が込められている．一つは実践演習を通じた「体感」による気づきを得る訓練（Experience training），二つ目に緊急時対応の核すなわち「体幹」となる人間力の鍛錬（Core training），そして広い視野とチーム全体を掌握する「大観」を持つための訓練（Oversight training）である．英語表記の ”ECOTEC” は，これらの ”Experience/Core/
Oversight Training for Emergency Commanders” の頭文字をとったものである．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

個人あるいはチームの相対的な向上やある時点での特徴を明確化するようなものを目指して，試行錯誤を重ねながら継続的に改良を重ねていく性質のものである．このことをふまえた上で，本報告では，ま

33

いこと）
・シナリオ依存度が低い行動（異なるシナリオでも観察可能であること）
・外部から観察しやすい行動（多様な評価者が観察ず現段階の「たいかん訓練」で用いられている評価可能であること）

手法を整理した後，今後の訓練評価方法開発につな

また，エレメントは，緊急時対策チームが事態げるための課題の抽出と改善の方向性について論に対応する過程で経験する以下の６つの場面（カずる．

テゴリ）に整理された（Hikono, Matsui, Iwasaki &Morita, in press）．

2. たいかん訓練における評価方法

・チームワークを高める

2.1. 概要

・他者に配慮する

・情報を入手し，確実にする
・多様性をもつ

現在行われている「たいかん訓練」は，上述のよ・工夫して情報や意思を伝える

うに，①事前情報付与，②演習，③振り返りの流れ

・よいブリーフィングを行うとなっている．その中で行われている評価は，次のようなものである．まず，演習中は，演習室の様子を録画するとともに，行動観察者が行動指標に基づ

2.2.2.

行動観察ツールの開発

いて行動観察を行い，NTS の実践状況を把握する

行動指標を用いた行動観察を行う場合，一般的に（行動指標による観察）．演習終了後には質問紙法には行動指標を紙媒体のチェックリストにして用いる

よって，参加者自身の演習終了時点での状況認識，が，たいかん訓練において行動観察を重ねる中で，演習中の行動の振り返り，作業負荷などを把握する

行動観察者や事後討議のファシリテータから，①紙（質問紙による主観評価）．その後，振り返りで良好

媒体チェックリストは使いづらい，②演習直後の事

事例や反省点について議論する（事後討議）．

後討議で観察結果を生かすには記録の残し方の工夫

加えて，訓練終了後には，360°
カメラで録画されが必要であるとの意見が出された．そこで，行動観た映像と音声を用いて行動観察者が再びビデオ観察

察者の記録作業を支援し，事後討議にも生かせる行を行い，より詳細な NTS の実践状況を再確認する

動観察ツールを開発した（彦野・松井・谷川・北村，（行動指標によるビデオ観察）．また，発話を書き起

2018）
．

こしてチーム内コミュニケーションの様子の可視化

開発段階で想定した観察ツールの基本的な使用方も試行している（発話データの分析）．さらに後日，法は，以下のようなものであった．

これらの分析結果とあわせ，チームの状況について

・ツールは，演習中のリアルタイム観察と訓練後のコメントする（フィードバック）．以下で，それぞ

ビデオ観察の両方で使用する．将来的には，現場れの詳細を記す．

職員も観察を行う．

2.2. 行動指標による観察
2.2.1. 行動指標の開発
演習中の行動観察で用いる行動指標は，初期の・観察項目は行動指標を基本とするが，その他の行
動や特定の難しい行動は，自由記述として記録できるようにする．
・被観察者と観察者とは１対１で固定することが望
ましいが，手配上困難な場合もあるため，入力の都度，被観察者を選択できるようにする．

演習のビデオ観察（松井他，2017）で見出された・事後討議では失敗事例だけでなく良好事例にも着NTS のうち，以下の４条件を満たす比較的基本的

目することが重要であり，ファシリテータが，そな要素（エレメント）43 個で構成された．

れぞれの事例を一目で分かるような結果表示がで・吉田調書からの教訓（NTS ８分類）と関連した

きるようにする．

行動（訓練目的に合致すること）
・職場実態に照らして難易度の低い行動（頻度が高これらの想定に従い，現場での演習でも持ち運びが容易なタブレット（画面サイズ 10 インチ）を用INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

34

いた行動観察ツールを開発した．行動観察中に入力

ルについては，行動観察者が素早く明快に入力操作

する情報は，被観察者（参加者），観察された（あができるように，インタフェースや行動指標を改善

るいはされなかった）行動に該当する行動指標（カする必要があると考えられる．

テゴリとエレメント），およびその行動に対する評価（４段階）とした．観察者は，NTS が発揮された，あるいは発揮されるべきであった場面に遭遇し

2.3. 質問紙による主観評価測定

たら，それぞれの情報について用意された複数の入2017 年度に実施した「たいかん訓練」では，演

力ボタンから適切なものを選択してタップすること

習実施直後に６項目（状況認識，演習ポイントに関により記録した．入力ボタンの選択が難しい行動はする自身・チームの評価，演習中の気づき，精神的音声で録音できるようにした．あわせて，入力開始

作業負荷，全般の印象，訓練への意見）で構成され時点の時刻を自動保存し，演習終了後に入力データ

る質問紙を用い，参加者の内観や主観的評価を求めを時系列で一覧表示できるようにした．
これにより，

た（表１）．以下に各項目の詳細を記す．

事後討議の参考に使ったり，後日のビデオ観察時の映像の頭出しが可能になる．

2.2.3. 行動観察ツールの試用
2017 年 11 月に行った「たいかん訓練」（３班分）に本ツールを試用した．観察者は事前に入力練習を行い，使用方法および指標について理解した．観察者は，被観察者に影響を与えないよう，別室の観察者用モニターで演習室の様子を観察した．
その結果，観察者が入力した気づき箇所数は３班全体で 234 箇所だった．班毎では第３班についての気づき箇所が最も多くなったことから，観察経験の蓄積につれて，気づき箇所が増した可能性も考えられた．本部役割
別の気づき箇所数は，本部指揮者が 35 〜 47% と最も高く，以下，ユニット指揮者，通報連絡者，現場調整者であった．本部指揮者は，対策本部運営の主導者であり，他の役割より観察者の注目も高く，気づき箇所が多いと考えられる．６分類の場面別に気づき箇所数をみると「チームを作る」「，情報を入手・表１
項目構成

択肢を持つ」，「ブリーフィングする」の３場面では気づいた箇所数は少なかった．また，43 項目の行

内

容

状況認識

訓練終了時点の個人の状況認識を問う
設問（運転状況，侵入者の所在，対策本部の優先対応事項等）

基本スキル
ポイント
に関する自
身・チーム
の評価

事前に配布した 10 の基本スキルポイン
トについて，参加者自身とチーム全体の二つにわけて選択式で回答※「１：できた」から「５：できなかった」の５段階演習中の気づき

他 者 のNTSについて，印 象に残った 行
為を自由記述（誰が，どのような場面で，どのような行 動をしたことが良かったか）

演習中の参加者自身の精神的作業負荷
演 習 中 の （MWL）について，きつさの度合いを精神的作業 評価（知的・知覚的要求，身体的要求，
負荷
タイムプレッシャー，作業成績，努力，
フラストレーション，全体的負荷）
研修全般の
印象

演習に参加した意義をどの程度感じたかを問う設問※「１：感じた」
から「５：感じられなかった」の５段階

訓練のあり
方に対する
意見

今後，この訓練を実施する際の，訓練の あ り 方 に つ い て 自 由 記 述（ 対 象 者，
開催頻度，開催方法，講師，シナリオ，
副読本等）

把握する」
，
「情報や意志を伝える」の３つの場面ではより多く気づき，逆に，「他者に配慮する」，「選

質問紙に含まれる質問項目

動指標は全て気づき箇所として入力した．指標として選択できなかった（音声で入力した）気づき箇所
は２箇所であった．

（1）状況認識
観察者によるビデオ観察では把握が難しかった

一方で，行動観察者からは，ノンストップで進行

訓練参加者の状況認識（松井他，2017）を把握すする演習でリアルタイムに評価を行おうとすると，る た め に，SAGAT（Situation Awareness Global

記録操作が間に合わない，という意見が出された．

Assessment Techniques; Endsley, 1995）を参考に，

複数のタブやボタンから，自分の入力したい行動に

演習終了時点での各参加者の状況認識について問う

見合った指標を探し出したり，決定することに時間

質問紙を作成した．
質問項目は，
主にコントローラーを要するようであった．したがって，行動観察ツーから付与された阻害事項（プラントの状況，けが人

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4の情報，イベントの進行状況）の現状認識とチーム

35

NTS についての言及が多かった．

の優先順位の認識などを問うものであった．
試行の結果，チーム内の状況認識が一致する項目（4）精神的作業負荷も多かったが，一部の阻害については，役割分担

演習シナリオが訓練参加者に与える負荷の高さに応じて認識されている状況が異なる場合も見らを把握するために，日本語版 NASA-TLX（NASAれた．

Task Load Index）（芳賀・水上，1996）を用いてこれらの質問項目に回答することにより，訓練参

作業負荷評価を行った．この方法は，６つの下位尺

加者はチーム内の状況認識の重要性についてより気度（知的・知覚的要求，身体的要求，タイムプレッ

づきやすくなると考えられる．今後，演習直後の事

シャー，作業成績，努力，フラストレーション）お後討議でも，この回答結果を活用することが課題でよび全体的負担感を０− 100（０：負担なし〜 100：

ある．

負担あり）のアナログスケールで評定を求めるものである．この項目により，シナリオごとの負荷の高（2）基本スキルポイントに関する自身・チームの評価
事前に配布した 10 の基本スキルポイント（後述）

さおよびメンバー間の負荷の高さの差異や偏りを視覚的に表示することができる（図２）．

に書かれた NTS を演習中に実践できたか否かを，
参加者自身とチーム全体のそれぞれについて評価を求めた．いずれも５段階評定とし，結果をグラフで表示した．図１の例では，基本スキルポイントの中で，「問い返し」は比較的よく行動できた（3.71）
一方で，「ブリーフィング」（2.64），「選択肢」（2.64）
は，あまりできなかったと評価されたことになる．

0

20

40

60

80

100

MWL評定値（0‑100アナログスケール）

1

2

3

4

5

自己評価値（平均）図１

基本スキルポイントの評価結果の例（3）演習中の気づき

0

印象に残った他者の NTS 行動について，自由記述を求めた．この質問項目は，事後討議の議論のきっかけとすることを意図したもので，事後討議の冒頭に参加者に対して訓練についての感想を求める

20

40

60

80

100

MWL評定値（全体的負担感）

図２

精神的作業負荷 評価結果の一例（上図は NASATLX の下位尺度ごとの評定値，下図は役割ごとの全体的負担感評定値）

際の発言の材料としてもらった．これにより，事後討議に際してスムースな発言を促すことが可能となった．
実 際 の 記 述 内 容 と し て は， 特 に 本 部 指 揮 者 の（5）全般の印象
訓練カリキュラム全体の印象として，訓練に参加した意義についての回答を求めた．質問項目は「あINSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 436

なたはこの演習に参加した意義を感じましたか」の１項目（５段階評定）とした．全参加者（n=67）の平均評定値は4.6（SD=0.624）
であり，
訓練カリキュ
ラムは概ね好意的に受け止められたといえる．
（6）訓練への意見
現場で訓練を継続的に実施する際にあたっての改
善点や要望を自由記述で求めた．訓練企画側が訓練
カリキュラムをブラッシュアップするために有益な意見があげられた．

2.4. 事後討議
状況付与型のロールプレイ演習では，事後討議の時間は，演習の中核に位置づけられている（Bracco
et al., 2017）．事後討議を通じて，演習参加者は演
習中に気づいた自身の経験を，今後の業務に関連づけることができるとされる．しかし，事後討議におけるフィードバックに関する方法論は確立しているとは言い難い．
「たいかん訓練」
では，多くの場合，
ヒューマンファクターの専門家にファシリテータとして参加を求めることにより，参加者が NTS の側面からの気づきを得やすくなるような議論進行を企図してきた．具
体的には，司会とファシリテータは，「参加者自身で気づいてもらう」「良好事例を共有する」という方針で事後討議を進めるよう計画した．議論を円滑に進めるために，あらかじめ，質問紙で演習中に印象に残った良好事例を記述するように求め，その間に，ファシリテータと観察者とで参加者に紹介した
い良好な NTS 事例を抽出した．討議開始後は，ファシリテータは，参加者が発表した良好事例に対するコメント，議論を進めるためのヒントや注意喚起を与えた．これまでの演習では，特に，チームビルド，

図３

各チームのメンバー間の発話回数

ブリーフィング場面に焦点を当てて解説するよう心わせて，次数による中心性を算出した．３チームに掛けた．

分析を試行した結果，いずれのチームも全体指揮者

2.5. 発話データの分析の中心性が最も高かったが，他にも中心性の高いメ
ンバーがいるチームと全体指揮者の中心性のみが高いチームとがあることが示された．

訓練中のチームの特徴を把握するために，発話のさらに，発話内容を分析するために，KHcoder

分析を試行した．まず，訓練中のすべての発話を書を用いて対応分析を行った．対応分析では，似通っ

き起こし，ビデオ映像から発話者と受話者を特定した使われ方をする語，チームや役割による語の使た．次に，チーム内のメンバー間の関係性を把握す

われ方の異同を探索的に見ることができる（樋口，るために各メンバーの発話回数（出次数）と受話回

2014）．上記と同じ３チームの発話を分析し，結果

数（入次数）を計数し，グラフ化した（図３）．あを二次元の散布図（図４）に表したところ，３チー

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

全チーム×発話者

37

いとの要望を受け，より深く「たいかん訓練」を理解してもらうために，40 分の演習で求める基本的なスキルポイントを決定し，小冊子を作成，訓練の１週間前に参加者に配布するようにした．
この基本スキルポイントは，先述した訓練初期のビデオ観察（松井他，2017）で見出された良好事例の一覧から，初めて訓練に臨む参加者に対し求める
基本的な期待事項（この演習で少なくとも行って欲しい行動）にふさわしいものとして，以下の５つの観点に基づき選出した（図５）．
・NTS の重要性が高い（基本的）こと・現場実態との関係において難易度が低いこと
・シナリオの依存度が低いこと
・外部から観察がしやすいこと
・外部専門家からのコメント

図４

３チームの発話に関する対応分析の結果

ムで用いられた用語の傾向が異なることが示された．訓練のシナリオは，原子炉への対応と建屋周辺への対応（負傷者，現場作業者支援など）のコンフ
リクトが生じるように設計されていたが，１つのチームは原子炉への対応に，別のチームは建屋周辺への対応に重心が置かれ，残る１チームは両方の対応に関する語が用いられているように見受けられ

図５

10 の基本スキルポイント

た．さらに，３つのうち１チームは，ほとんどのメ
ンバーが近接して配置され，あまり役割分担が明確でなかった様子がうかがえた．

3. たいかん訓練の基本スキルポイント
前章では，評価につながる４つの着眼点（行動観
察，発話分析，主観測定，事後討議進行）による試行について述べてきたが，本章では「たいかん訓練」に臨む際に，参加者に事前に演習で求めたポイントについて述べる．
NTS 向 上 訓 練 カ リ キ ュ ラ ム を 設 計 す る 上 でこの基本スキルポイントは，開発当初は，参加者の事前学習を目的として作成したものであった．しかし，演習中に最低限実施すべき NTS，すなわち具体的な期待事項となっていることから，次章以降
で，参加者の評価方法を整理する際，基礎となるべ
きものと考える．

4. たいかん訓練の評価モデル
4.1. 現状の評価方法の整理

は，参加者が NTS の重要性を深く理解したうえ

以上の，これまでたいかん訓練で実践してきた評でロールプレイ演習に臨む訓練手続きが望ましい

価方法を整理すると，図６のように表すことができ（Thomas, 2018, p. 47）．技術スキルを有する職員かる．まず，たいかん訓練のベースとなっており，参ら，その技術スキルをより効果的に発揮させるため加者が訓練で向上させる対象となるのは，「吉田調の知識や態度を引き出すためには，この手続きが特書」から抽出，集約された教訓である「NTS ８分類」に必要と考えられた．

である（第１章）．そして，まだ NTS 向上の取り組「たいかん訓練」導入初期には，訓練目的と NTS

みの緒についたばかりであることや現場職員のわかの重要性について訓練実施者が演習直前に口頭で説りやすさの観点から，実際の演習での実績にもとに明していた．しかし，参加者から前もって準備した「10 の基本スキルポイント」を，具体的な期待事項

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 438を明確にすることが必要となる．
また，基本スキルポイントは過去の演習で観察さ௬੼

れた実際の行動から選定されているが，訓練そのも

ষ৿੐ఏ

ସਖ౛

಩൸‫؞‬ఠଢ

হ৏ୈ৮

のがまだ導入初期であることや，シナリオの種類も限られていることから，吉田調書から得られた教訓である NTS ８分類全体から見ると，限定された項भ੦ম५य़ঝ
এॖথॺ ӅҴӕӏӢӝӈӢघॊ ৯ఏ॑৥નपघॊ ӐӢӜҴӐҬӡҼӢघॊ ୮๼घॊ ર੔ದਜ਼॑અइॊ ିਔᄁକघॊ ਖःନघ ౎঻भ૾ய॑णऊि ੲਾ॑਄ॉपःऎ ৭උ࿔॑੅ण

ঀথॸॡॽढ़ঝ५य़ঝীథ
ಸ૶ৎৌૢ१ॖॡঝ
>@ҾӔұӊҽҴӀҲӡ
>@૾யཔ඼
>@૾ய௬੼‫ق‬ੳ௙‫ك‬>@ӁӈӞӁৣभਔઓৠ৒

図６

ಸ૶ৎੌ௶ઈ੾
>@ӁӈӞӁৣभয৑ঢ়બଡണ
>@ੌ௶ଵ৶
>@ਥ଒୎ඒ
>@శଞহଙभহ৐૆૟

たいかん訓練の評価モデル（現状）

目となっている．まだ発揮されていないスキルや特定のシナリオで重要となるスキル，より高いレベルのスキルなど，現在設定されている基本スキルポイ
ント以外にも，今後の訓練において学習を求めるにふさわしいスキルも多く存在すると考えられる．今後，訓練での学習を期待する基本スキルポイントを，多様な内容，レベルのスキルに拡張することができるように，組織・個人に期待する判断・行動例（NTSが発揮された状態や場面）の基本形を整理しておく必要がある．

として設定している（第３章）．また，訓練評価では「行動指標を用いた行動観察」「質問紙による測定」（2）行動指標と行動観察ツールの改善「事後討議」「発話の分析」によって，この「10 の行動指標も同様に，基本スキルポイントの実践状

基本スキルポイント」
が演習中に発揮されているか，

況を評価するものとして整理する必要がある．
特に，訓練を重ねるにしたがって発揮できるようになって演習中にリアルタイムの評価を行う場合には，あらいるか，を把握することが求められる（第２章）．

かじめ，シナリオにそって観測可能な判断や行動の4.2. 評価方法の確立に向けた課題

基本スキルポイントの具体例を明確にしておくこと
により，行動観察者も評価しやすくなると考えられる．

このモデルにしたがって，以下の４つの視点（行

行動観察ツールについては，試行において入力に

動観察，質問紙，事後討議，発話分析）から，現状関する課題が見出された．行動観察ツールは，訓練の評価方法の課題と改善の方向性を検討する．さら中に観察者が気づいたポイントを即時に記録できに，これらの評価結果を効果的に参加者に伝達する

る，訓練終了直後に結果を参照することできる，と観点から，フィードバックのあり方も検討する．

いった利便性を有する．これらの利便性を生かしな

4.2.1. 行動指標を用いた行動観察（1）基本スキルポイントの位置づけ
現在の行動指標は，NTS ８分類に基づき，初期

がら，行動観察者がより素早く明快に入力を行えるように工夫することが重要である．そのためには，評価手順を評価者が素早く行えること（①迅速性）
および評価基準が明確な分類・表現になっていること（②適切性）の２点が改善の中心となると考えらの演習のビデオ観察で抽出された NTS の中から選れる．

定されている．一方，訓練参加者は，基本スキルポ①迅速性の改善には，観察者の１回あたりの入力時

イントの実践を期待事項として事前提示されてい間を短縮するための評価手順の削減や，入力すべる．基本スキルポイントは，NTS ８分類との関連き指標を素早く探し出すための選択肢の削減などを考慮して選定されているものの，NTS ８分類とが必要と考えられる．また，入力順序を柔軟にし基本スキルポイント，また基本スキルポイントと行て，即座の判断が難しい項目は飛ばして事後の動指標との関連は明確とはいえない．演習中の参加

ビデオ観察で補足するような対応も有効と考えら者の評価では，提示された期待事項の遂行状態を評れる．

価すべきと考えられるため，今後は，期待事項であ②適切性の改善は，①の選択肢の削減とも関係する

る基本スキルポイントを中核に，それぞれの関係性

が，行動指標のカテゴリやエレメントを見直す必INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

表２
カテゴリ

他者に対
する行動

情報に関
する行動

状況把握・
意思決定

ブリー
フィング

その他

39

行動指標の改善案

エレメント

エレメント定義

参加・行動を促進

個人になにか意見がないか問いかけるなどして積極的な参加・行動を促進する
行動

様子の確認・フォロー

他者個人の様子を把握する行動，また様子に応じて指示を出す，声をかけるな
どしてフォローする行動

役割の把握・フォロー

チーム全体における他者の役割を把握する行動，また役割や状況に応じて補佐する，変更するなどしてフォローする行動

その他

その他の他者やチームに対する行動

復唱・問い返し情報を受ける時に受けた内容を復唱する行動，また受けた内容をより詳しく
問い返して聴取する行動

情報を明確に伝達情報を与える時に，いつ誰が何をどうしたのかなど明確に伝達する行動

情報の目視による確認

適時，紙やホワイトボードに書かれた情報を確認する行動

情報の能動的なやり取り

情報を受ける時には自分の持つ情報を与え，情報を与える時には相手の持つ情報を引き出すなど，能動的に情報のやり取りを促す行動

その他その他の情報の適切な受け方，与え方とみられる行動

わからないことの特定

わかっている / わかっていない状況・情報を特定し，また意思決定にどんな状況・情報が必要かを検討する行動

ない情報・
見えない状況への想像わかっていない状況・情報に対し，どんな状況か想像し，また想像し得ない状況になっていることも想定する行動

意思決定の判断材料整理

意思決定をするために必要・重要な情報を整理する行動，また取りうる行動について優先順位を検討する行動

注意喚起

起こっている・起こりうるリスクや他者の状況に応じて注意を喚起する行動

その他

その他状況把握・意思決定に関する行動

ブリーフィング
実施の提案

ブリーフィングが必要だと考えられる時に，自らブリーフィングの実施を提案
する行動

注意を引いてブリーフィング開始

ブリーフィングを開始する時に，チームの注意を引いてから開始しようとする
行動

ブリーフィングへの集中

ブリーフィング時に，チームのメンバーを集中させる，また自分自身が集中している

ブリーフィング終了の明確化

ブリーフィングを終了する時に，チームにブリーフィングの終了と対応に戻る
ことを明確に伝える行動

その他

その他ブリーフィングに関する行動─要がある．具体的には，ツールに表示するカテゴ
リ，エレメントの数を減らしながら，より実際の行動と結びつけやすく明確な区分にする．それにより，観察者によるばらつきが抑えられた適切な評価とともに，迅速な評価が実現可能と考えらルとなるように，改善を図っていく予定である．

4.2.2. 質問紙の活用
現状の質問紙では前述の６つの質問項目（表１）れる．

が設定されているが，その結果の活用は，演習中の以上の観点から，従来の行動指標との対応関係も気づきを事後討議で述べてもらうことが中心で，他保ちながら，整理し直した結果を表２に示す．カテの項目については参加者にフィードバックできていゴリは，従来の７個のカテゴリから，他者に対するないのが実状である．今後，結果を参加者に見える

行動，情報に関する行動，状況把握・意思決定，ブ

形で提示するための工夫を行っていく必要があるとリーフィング，その他の５個とし，それぞれ，その考える．それぞれの質問項目の活用に関する課題と他を除き３，または４個のエレメントで構成した．

方向性について，以下に述べる．

今後，この新しい行動指標を実装した行動観察
ツールの試行を行い，行動観察者の負荷を軽減しな
がら，より的確に NTS の実践状況を把握できるツー（1）状況認識
演習終了直後の各訓練参加者の状況認識を質問紙

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 440で把握するものである．メンバー間の状況認識にず間で認識を共有することが難しいと気づけば，情報れの多かった項目は，事後討議の論点となる可能性

収集や情報伝達の仕方も自ずと変化するのではないがあるが，現状では活用されていない．活用のため

だろうか．

には，
演習直後に結果を集計する必要がある．また，

基本スキルポイントの評価は，個人の訓練受講効ずれのある項目に焦点をあてて，映像・音声分析に果の把握にも活用できるだろう．図８のように，各より原因を分析する，あるいは，各基本スキルポイ

回の評価を重ねて表示することにより，受講継続にントの評価とのクロス分析によって，状況認識の正よる NTS の習得・実践状況の変化を可視化して示

誤と相関の高い基本スキルポイントを特定し，訓練すことが可能になる．これにより，参加者自身のス

参加者にフィードバックすることも可能と考えら

キル向上度が把握でき，受講目標の設定やモチベー

れる．

ション維持に役立つと思われる．

（2）基本スキルポイント／演習中の気づき

4.復唱する10 の基本スキルポイントごとに自己評価とチー
ム評価を行う項目と，訓練全体で得られた気づきについて自由記述を行う項目である．現在の質問紙では，両者は独立の項目となっており，基本スキルポ
イントの評価理由を自由記述から把握することがや

8.他者の状況をつ…

捕捉するようにしたほうが，各スキルポイントにつ2

1.チームビルドする

7.問い返す1

9.情報を取りにいく

0

2.目標を明確にする

3.ブリーフィング…

5.優先順位を考える

基本スキルポイントごとに評定を求め，あわせてそ行動が良かったのか／悪かったのか）を自由記述で

4
3

や困難であった．したがって，
２つの項目を統合し，の理由（自身またはチームとしてどのような判断・

5

6.注意喚起する
10.選択肢を持つ

図８

第1回
第2回

スキルポイント評定を用いた受講効果表示のイメージ

いて参加者に具体的に考えてもらいやすく，より多上記のように事後討議で質問紙の回答結果を活用

くの気づきにつながる可能性があると考えられる．

するためには，結果の集計を素早く行う必要がある．

また，自己評価とチーム評価のギャップが大き例えば，質問紙を電子データ化し，タブレット上でい項目や，参加者間でチーム評価のばらつきが大回答を求めるようにすれば，集計・表示を迅速にす

きい項目は，振り返りの素材になるだろう（図７）．

ることもできる．

ギャップには，参加者の役割（通報連絡，本部指揮等）に応じた特徴も現れるはずであり，ギャップの（3）その他の項目

存在自体に良し悪しがあるわけではなく，チーム内

その他の，精神的作業負荷，訓練全般の印象，訓に認識のギャップがあること自体を参加者が知るこ

練のあり方に関する意見については，訓練参加者のとが重要であると思われる．ギャップを目に見える

評価よりも訓練そのものの評価としての活用が主と形で示されることにより，自らが思うよりも参加者なる．したがって，本稿の検討範囲から外す．

4.2.3. 事後討議の充実

4.復唱する8.他者の状況をつ…

5
4

7.問い返す現在の事後討議は「行動観察結果に基づく映像確

3

1.チームビルドする

2
1

9.情報を取りにいく

0

2.目標を明確にする

3.ブリーフィング…

5.優先順位を考える

6.注意喚起する
10.選択肢を持つ

図７

個人
チーム全体

スキルポイント評定の個人とチーム全体の評価のギャップのイメージ

認」及び「質問紙（演習中の気づき）」に基づき，
ファ
シリテータと参加者の対話形式で行われている．しかし，事後討議の本来のねらい（参加者による判断・行動プロセスの深掘り，期待する事項のフィードバック）が達成できていないという問題点があった．特に，意思決定につながる思考プロセスの把握は難しい課題である．
これらの問題点に対しては，事前の論点整理，すINSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

なわち，シナリオ作成段階で論点を特定しておくことが必要と考えられる．訓練シナリオを作成する際には，参加者の NTS 発揮への期待（タイミング・

41

4.3. フィードバック（1）後日の詳細なフィードバック

主体・内容）
を連動させて検討している．
その中から，

米国防省では，軍を率いる将校・兵士に効果的な重要となる場面（判断・行動の分岐点，演習ポイン

反省を促すことのできるプログラムとして，専門的トと合致する判断・行動），行動観察では把握困難

第三者による自己（組織）評価支援システム AARな事項（思考プロセス等）を整理し，事後討議の論（After Action Review）が採用されている（Meliza,

点候補としてあらかじめ抽出しておくことが必要で

1996）．このプログラムでは，専門的第三者の支援ある．具体的には，例えば，表３に示すように，シをうけ，参加者自身が「実際に何が何故起こった

ナリオ上，ある時刻に期待される参加者の行動を特か」を理解し，それを基に計画を再検討したり，教定し，基本スキルポイントの観点からのその行動に訓を把握したりできるようになっている．そして，関する論点をリスト化しておくことが考えられる．

同じ環境で同じ失敗を繰り返さないようにするため

特に，行動指標のうち発言や動作からは観測困難なの教訓データベースを充実させることを目標として

思考プロセス等は，事後討議の中で確認することがいる．
たいかん訓練では，参加者の NTS の引き出しを不可欠である．

増やすことが重要な目的の一つである．そのために

4.2.4. 発話分析の充実

は，AAR と同様に，演習後少し時間を空けてから，演習中に何が起こっていたのか，それに対して自分発話分析を試行した結果，発話回数の分析からは，たちはどのように対応していたのかを詳細に見直す

グループ内のメンバー間のつながり方（リーダーことが有効と考えられる．現在行われている直後のシップの型やサブリーダーの存在）を，発話内容の事後討議では，時間が限られていることもあり，シ分析からは，チームとしての注意配分の偏りや役割ナリオが要求するすべての NTS の発揮状況につい分担の明確さを知ることができる可能性があると考て議論することはできない．また，当日の行動観察えられる．今後は，分析対象チームを増やす（デーでは，全体指揮者や動きの多い参加者に観察者の注タの充実）ことによって，チーム内のメンバー間の意が向きやすく，その他の参加者の様子を知ること

関係性や注意配分の傾向のパターン化や，それらとも難しい．そのため，後日に行っているビデオ観察

参加者の職歴，NTS の発揮状況などとの関係を明や発話分析のような詳細な行動分析結果を活用し，らかにすることが必要と考える．

参加者自身が再度演習中の出来事や，それらに対する自分たちの意思決定や行動を振り返るための後日のフィードバックが必要になるであろう．
表３

事後討議の進行例

時刻

対象者

期待される基本スキルポイント

討議のポイント

１分後

メンバー全員

チームビルディング，
目標を明確に訓練開始直後の指揮者による役割分担の割り振り，活動
環境の整備等において，良好／改善事項としてどのような事があったか．

X 分後

通報連絡者
メンバー全員問い返す，他の人の状況をつかむ，情報を自ら取りにいく

外部からの入電（住民・侵入者・上位機関等）の際，どのようなことを考えながら，応対していたか．

XX 分後

指揮者
メンバー全員・・・

指揮者
メンバー全員・・・

指揮者
メンバー全員・・・

メンバー全員

当該時点までに判明している複数の状況（火災，
水位低下，相手が電話に応答しない等）から，現況と今後の事態進展をどのように評価・認識したか．
優先順位，選択肢をもつ

状況の急変（機動隊による構外退避指示⇒銃撃戦）に対し，現況と今後の事態進展をどのように評価・認識したか．
対立問題（従業員の安全確保／プラントの安定停止，外部対応等）について，どのような価値基準に基づきそちらを優先することとしたのか．

ブリーフィング，
他の人の状況をつかむ

組織運営（チームビルディング，ワークロード管理）において，良好／改善事項としてどのような事があったか．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 442（2）評価指標間の関連付けれる基本スキルポイントを適切に観察できる方法をこれまで述べてきたように，たいかん訓練の評価選択できるように拡充することが必要となる．その方法として活用可能な情報は多様にある（行動観察ために，基本スキルポイントごとに測定方法を整理（ビデオ観察を含む），質問紙，発話分析）が，現在しておくことが求められる．また，行動指標はシナはそれぞれのデータについての分析にとどまってい

リオ上で考え得る基本スキルポイントから選択し，る．有効なフィードバックのためにも，これらの評

訓練後のビデオ解析や発話分析を通じて，基本スキ

価結果を組み合わせて改善提案をできる仕組みを整ルポイントの実践事例を蓄積していくことにより，えることが課題といえる．

行動指標のバリエーションを増やすことができる．

また，行動指標によって，観測可能な方法が異な

このように，「たいかん訓練」評価モデルは，吉ることもある．例えば「状況認識」などの認知的ス

田調書から得られた教訓である NTS ８分類を，でキルの側面が強いスキルは行動観察で把握すること

きるだけ様々な形で基本スキルポイントとして演習が難しく，質問紙や事後討議で参加者に尋ねる必要

シナリオに組み込み，多様な評価手法を用いて，そがあるだろう．そのような，行動指標と観測方法との実践状況を把握していくことを目指すことになるの関係を整理し，多様な観測方法の組み合わせにと考えられる．

よって行動指標全体を網羅するよう計画していく必

5. まとめ

要があるだろう．

4.4. たいかん訓練評価モデルの目指す形

以上，本研究では，「たいかん」訓練で試行してきた４種類の評価方法（行動指標による外観，発話

前節に述べた評価方法の確立に向けた，現段階に記録の分析，質問紙による主観評価と内観，およびおける評価モデルの目指す形を，図６の現状モデル

事後討議運営）を整理するとともに，参加者の訓練を元に図９に示した．まず，訓練参加者に対する期効果をより高めるための評価に向けた今後の研究課

待事項となる基本スキルポイントについて，ベース

題について検討した．

となる NTS ８分類との再整理を行うことが必要に

ロールプレイ演習は様々な高リスク産業でのなる．あわせて，個々の演習で提示される基本スキNTS 学習によく使われている方法であり，詳細にルポイントは，演習の実績や参加者の NTS の実践再現するシミュレータを利用したものから，比較的レベルの向上に応じて，NTS ８分類全体をカバー

コストのかからない方法での状況提示まで様々な演するように拡充することが求められる．

習が開発されてきた（Thomas, 2018, p. 83）．また，

行動指標，質問紙，事後討議については，求めら事後討議のプロセスは NTS 学習効果を最大限に引

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>@૾ய௬੼‫ق‬ੳ௙‫ك‬>@ӁӈӞӁৣभਔઓৠ৒

図９ಸ૶ৎੌ௶ઈ੾
>@ӁӈӞӁৣभয৑ঢ়બଡണ
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>@శଞহଙभহ৐૆૟

たいかん訓練の評価モデル（将来像）

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इ‫؞‬ৌੁ

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

43

き出すことができるとされている（Thomas, 2018,

反映させることによって，評価のあり方を検討でき

p.78）ことから，測定データを迅速に事後討議で活ると考えられ，これらの困難の解消策を見出してい用するための課題を述べてきた．今回開発した「たくことも，本研究の大きな役割であるといえる．

いかん訓練」は，状況付与型のロールプレイ演習と事後討議を中核としているが，このような訓練カリ

最後に，本訓練への参加により，参加者（チーム

キュラムについての有効性を調べる研究は航空分野全体）の NTS 向上のさまは，図 10 に示す対数的なで先行しており，他の高リスク産業での有効なアプ

上昇曲線になると予想される．この NTS 向上モデ

ローチはまだ始まったばかりといえよう．

ルの前提は，同一構成員チームからなる同じシナリ本研究が狙いとする訓練評価は，訓練カリキュラ

オを繰り返し訓練した場合を想定しており，現実にムの重要な要素であり，参加者の知識，技能，または，異動により新たなチーム編成になることも考えは態度を測定するプロセスである．従来，評価には

られ，
さらに，
より負荷を高めた異なるシナリオ（阻主に総括的評価（summative assessment）と形成

害）による演習内容に変更することもあることから，的評価（formative assessment）の２つの評価形式

その変更の都度，NTS レベルは多少なりとも下ががあるとされる（Thomas, 2018, p.93）．前者は，訓ることが容易に推察される．したがって，評価手法

練カリキュラムの終了時に行われ，参加者が知識とも，個人またはチームの相対的な向上やある時点で技能を取得した程度を評価する一方，訓練カリキュの特徴を明確化できるものがふさわしい．今後も，ラムの過程では後者の形成的評価が行われ，どちら試行錯誤を重ねながら，現場の安全性向上に寄与でも通常，学習の測定とフィードバックに使用される．

きるよう，継続的に改良を重ねながら現場を支援し

しかし NTS の評価において直面する課題の１つは，ていく予定である．

技術的スキルよりも測定することが困難なことである（Thomas, 2018, p.93）．状況認識や意思決定など

NTS向上曲線（対数曲線）の認知領域内の NTS の場合に特にその問題は顕著

0.8となり，従来の評価手法では，パフォーマンス結果
スには簡単に外部から観察できない場合が多く，事後討議等で直接参加者に確認するしか術はないと感

0.7

NTSレベルからの評価は可能だが，その結果をもたらすプロセ

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1

じている．本訓練では，参加者の評価にはリアルタ

0

イム評価と，事後の俯瞰的（振り返り的）評価が必

1

2

3

に，大きな困難がある．リアルタイム評価では，ど図 10

うしても観測（着目）内容が限定されるし，気づきする．事後評価では，録画情報の内容観察と解釈に膨大な労力を要する．本研究の段階で実施できる

5

6

7

8

9

10

訓練回数

要という立場を取っている．しかし両者のそれぞれ

情報の記録（またはツールへの入力）にも時間を要4

謝

スキル向上曲線辞

NTS 評価の枠組みは，すでに前年度までの試行経本研究の遂行にあたり，（株）テムス研究所，（有）験を踏まえているものの，基本的には想定される行

インタークエスト，（株）ジョーソンドキュメンツ

動（Work-as-Imagined: WAI）を前提としている．

のご協力をいただいたことを，記して感謝いたし

しかし実際に演習でみられる行動は，多くの変動要ます．

因が影響して WAI とは異なったもの，すなわち実際になされた行動（Work-as-Done: WAD）となる（Nemeth, & Hollnagel, 2014 北村監訳 2017）．この違いに対処する方策を事前に策定することは困難であり，現実的には再生録画を視聴しつつ評価者が意見交換することを通じて解決せざるを得ない．しかし，この違いを以降の訓練実施内容や評価の視点に

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 4

44

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45

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 5

46

原子力発電に係る情報提供方法に関する一考察
Considering a way to provide information to the general public
about nuclear power generation
古寺良臣（Yoshimi Kodera）＊1

要約
2011 年に発生した東京電力株式会社 福島第一原子力発電所の事故以降，原子力発電の利用に対して人々の不安や懸念が高まっていることを踏まえ，原子力発電に係る情報提供方法について検討した．目的としては，原子力発電に関するリスク情報とベネフィット情報を提供する
際の提供順による効果の違いについて検討し，情報提供における留意点を示すことをめざした．
その結果，リスク情報を提供した後，ベネフィット情報を提供することで効果が変わった．また，原子力発電を安全に運転する能力についての信頼が，原子力発電に対する受容を高めるカギとな
るものであることが示唆された．
キーワード

原子力発電，情報提供方法，質問紙調査

Abstract
Since the accident at TEPCO's Fukushima Daiichi Nuclear Power Plant that
occurred in 2011，the anxieties held by the general public against nuclear power generation haveincreased．Based on this situation，we examined a way to provide information to them about
nuclear power generation．The study focused on the diﬀerence in eﬀects depending on the orderof providing information．By examining this diﬀerence，we aimed at showing what points should
be noted in providing information about nuclear power generation．As a result，it was found thatthe eﬀects were diﬀerent when providing beneﬁt information after providing risk information．
People's trust in a power company's ability to operate nuclear power plants safely was a key toenhancing acceptance for nuclear power generation．
Keywords

nuclear power, the way to provide information, questionnaire survey

1. はじめに

より安心感をもって受け入れられるように努力していくことが重要な課題となっており，人々への適切2011 年３月 11 日に発生した東日本大震災により，な情報提供がその前提となる．しかし，原子力発電

東京電力株式会社の福島第一原子力発電所で事故がに係る情報提供を実際に行うにあたっては，様々な起きた．この事故以降，原子力発電の利用に対して課題がある．具体的には，「情報の受け手にとって，人々の不安や懸念が高まったままであり，変化の兆原子力発電について，その有用性や必要性を先に説しは見えない．一方，国産のエネルギー資源に乏し明した方が良いのか，それとも安全性や放射線など

いわが国において，原子力発電は電力の安定供給との懸念や不安を抱く情報を先に説明した方が良いの

地球温暖化防止に寄与するなどの効用を有している

か，どちらにすべきなのか．
」などといったものでため，日本のエネルギー供給の中で重要な役割をある．

担っており，2015 年７月に政府が作成した長期エ

本稿では，情報提供を行う際に，実務者が抱える

ネルギー需給見通しにおいて安全性の確保を大前提

課題として考えられる原子力に関する情報をどのよに，エネルギー需給構造の安定性に寄与する重要な

うな順番で提供することで情報に対する理解がより

ベースロード電源として位置付けられている（経済進むのか，そして原子力発電の受容につながるのか

産業省，2015）．原子力発電の利用が，広く人々にについて検討を行ったので，その結果を報告する．

＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

社会システム研究所 （現 関西電力（株））

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 5

2. 調査方法

47

原子力発電に関する知識および態度などを質問紙により確認した．

2.1. 調査協力者
調査会社にモニター登録している関西地域在住の20 代および 30 代の男性・女性 193 名を調査協力者

2.2.2.2. 情報提供
原子力発電に関するベネフィット情報およびリスとした．

ク情報を提供した．
具体的には以下のとおりである．

2.2. 調査実施方法

a．ベネフィット情報
3E（エネルギーの安定供給，経済性，環境）の２つの群（A 群 94 人，B 群 99 人）を設定し，193
人を振り分けた．各群の位置づけおよび調査の手続観点から原子力発電の有用性，必要性についての情報をベネフィット情報とした．

きは以下のとおりである．なお，調査実施方法の全
b．リスク情報

体像は，図１のとおりである．

原子力発電について人々が知りたいこととして，

A群

B群が報告されている（北田，2015）．これらの中から，人々が懸念や不安を抱くものとして考えられる原子

事前調査
リスク情報提供

ベネフィット情報提供

ベネフィット情報提供

リスク情報提供
事後調査

図１

安全性，放射能の影響，廃棄物の処理処分対策など

調査実施方法の全体像

2.2.1. 各群の位置づけ
ベネフィット情報とリスク情報の提供順を変える群として A および B の２群を設定した．具体的には以下のとおりである．
A 群：リスク情報を提供後，ベネフィット情報を提供．
B 群：ベネフィット情報を提供後，リスク情報を提供．

2.2.2. 調査手続き

力発電所の安全性，放射線，高レベル放射性廃棄物処理の３項目をリスク情報とした．

2.2.2.3. 事後調査
調査協力者に対して，情報提供後の原子力発電に関する知識や態度などを質問紙により確認した．

2.3. 質問項目の設計
質問紙における質問項目については，以下のとおり考え，設定した．
（図２のとおり）・情報提供によりベネフィット情報およびリスク情報に関する「知識」が向上する．
・ベネフィット情報やリスク情報からなる「知識」
が「態度」に影響を及ぼし，ベネフィット情報に対する「態度」およびリスク情報に対する「態度」の双方を勘案したうえで，原子力発電を「受容」するかどうかを判断する．
・また，情報提供を通じて，情報提供者に対する「信頼」が生まれ，それが「知識」
，
「態度」
，
「受容」

2017 年 10 月１日に集合した調査協力者に対して，
以下の事前調査，情報提供，事後調査を実施した．

事前調査

信頼

知識

態度

受容

2.2.2.1. 事前調査

事後調査

信頼

知識

態度

受容

調査に先立ち，調査協力者に対して情報提供前の

図２

質問項目設計時の想定

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 548に影響を与える．

高レベル放射性廃棄物を安全に処分できるかどうか

ここで挙げた４項目（
「知識」
，
「態度」
，
「受容」
，

を確認する質問《HLW 安全処分》を作成した．

「信頼」）の変化を確認することで，リスク情報とベ受容については原子力発電の再稼動および今後のネフィット情報を提供する際の提供順による理解お利用についての賛否を確認する質問《受容》を，信よび受容の変化の度合いの違いを把握することと頼については情報提供者に対してどのように感じた

した．

かを確認する質問《信頼》を作成した．具体的な質問内容については，表１のとおりである．

2.4. 質問項目「受容」，「態度」および「知識」に関する質問については，５段階（そう思う〜そう思わない）で，
「信

「知識」
，
「態度」
，
「受容」
，
「信頼」についてそれ頼」に関する質問については，７段階（非常に信頼ぞれの質問を作成した．

できる〜まったく信頼できない）
で確認した．なお，

原子力発電のベネフィット情報に関する知識を確

調査結果では，各質問において，否定的な意見から認するための質問《ベネフィット》を作成し，それ肯定的な意見の順に１〜５（１〜７）の点数を与えに紐づく態度として，原子力発電の必要性に対するた．

態度を確認する質問《必要性》を作成した．リスク
情報は，原子力発電所の安全性，放射線，高レベル放射性廃棄物処理の３項目となるため，それぞれ知識を確認する質問《リスク〈安全〉，
リスク〈放射線〉，
リスク〈HLW〉》を作成し，それらに紐づく態度として原子力発電所が安全と思うかどうかを確認する

3. 調査結果
3.1. 情報提供の効果と情報提供順による効果

ための質問《安全性》，事業者が原子力発電を安全情報提供による効果の確認を行うため，事前調査に運転する能力を保有していると思うかどうかを確と事後調査の結果について，対応のある t 検定を実認するための質問《運転管理能力》，放射線に対す

施したところ，表２のとおり，各項目とも有意な差

る不安を確認する質問《放射線への不安》，そしてが認められた．つまり，情報提供後に，
「知識」に

表１
質問項目

質問内容
・あなたは，安全審査に合格した原子力発電所のプラントは，運転を再開してもよいと思いますか．それとも運転を再開すべきでないと思いますか．
・あなたは，今後も原子力発電を利用した方が良いと思いますか．それとも利用すべきでないと思いますか．

受容必要性

・あなたは，原子力発電を必要なものだと思いますか．それとも必要でないものだと思いますか．

安全性・あなたは，原子力発電を安全なものだと思いますか．それとも危険なものだと思いますか．

態度 運転管理能力

知識

質問内容

・あなたは，日本の電力会社には，原子力発電所を安全に運転し，管理する能力があると思いますか．それとも，能力はないと思いますか．
（ここでは，福島で事故を起こした東京電力は除いて考えてください．）

放射線への不安・あなたは，放射線をどの程度恐ろしいと思いますか．

HLW 安全処分

・あなたは，高レベル放射性廃棄物を安全に最終処分できると思いますか．

ベネフィット・主要国の中で日本のエネルギー自給率は低い．
・原子力発電はエネルギー自給率の改善に役立つ．
・原子力発電の利用により，石油や天然ガスなどの資源を節約できる．
・原子力発電は，地球温暖化防止に役立つ．
・原子力発電がないと，電気料金があがる．

リスク
〈安全〉

・原子力発電所では，安全を守るために設計の工夫が行われている．
・原子力発電所では，福島第一原子力発電所の事故を教訓に，安全対策がしっかりと行われている．
・電力会社は，原子力発電所で万が一事故が起きた場合に備え，対応能力向上に努めている．
・私たちは日常生活の中で常に自然の放射線を受けている．

リスク〈放射線〉 ・きわめて微量な放射線を身体に受けた場合でも，健康に悪い影響がある．

・食品などと一緒に体内に取り込まれた放射性物質は，体内でずっと蓄積されていく．

リスク
〈HLW〉
信頼

・核燃料サイクルには，ウラン燃料を再利用するメリットがある．
・高レベル放射性廃棄物の最終処分方法として，地層処分が現在で最も確実性・実現可能性が高い．
・科学的特性マップの提示は，高レベル放射性廃棄物の最終処分場選定の第一段階である．
・高レベル放射性廃棄物の最終処分場の調査や選定にあたっては，地域住民の方との対話活動が行われる．
・原子力に関する情報を提供した原子力安全システム研究所に対してどのように感じられましたか．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 5

知識

情報提供の効果の確認結果

事前調査

事後調査

平均値

標準偏差

平均値

標準偏差

自由度

t値

3.15

0.81

3.83

0.92

192

‑13.72 **

必要性

3.56

0.89

4.08

0.90

192

‑9.10 **

安全性

1.98

0.76

2.80

1.07

192

‑12.78 **

運転管理能力

2.98

1.06

3.66

0.98

192

‑10.60 **放射線への不安

1.25

0.54

1.56

0.74

192

‑7.77 **

HLW 安全処分

1.99

0.88

3.13

1.06

192

‑16.48 **ベネフィット

3.85

0.59

4.45

0.54

192

‑15.45 **リスク〈安全〉

3.37

0.83

4.31

0.70

192

‑14.90 **

リスク〈放射線〉

3.25

0.65

4.04

0.71

192

‑14.45 **リスク〈HLW〉

3.45

0.53

4.21

0.57

191

‑17.07 **

4.27

0.95

5.17

1.08

191

‑12.55 **

受容

態度

表２

49

信頼

** p<.01

ついては向上し，「態度」および「受容」については肯定的な意見に変化しており，「信頼」についても向上していたことから，今回提供した情報には効3.2. 項目間の関係性の確認
各質問項目間の関係性については，
図３のとおり，
情報提供により「知識」が向上し，それが「態度」

果があったと考える．
次に，情報提供を実施した直後における情報提供に影響を及ぼし，原子力発電を「受容」するかどう

順の効果を確認するため，A 群と B 群のどちらがよかの判断につながると設計している．また，情報提り効果が表れたのかを確認した．項目ごとに事前調供を通じて，
情報提供者に対する「信頼」が生まれ，査における数値から事後調査における数値への変化

それが，
「知識」
，
「態度」
，
「受容」に影響を与える量について，対応のない t 検定を実施したところ，と考えている．

表３のとおり，「必要性」と「ベネフィット」，そし

これをもとに，情報提供直後における項目間の関て「信頼」の３項目において，有意な差が見られた

係を階層的に整理するため，パス解析を実施したとことから，トピックスによって異なるものの，A 群

ころ，図４（GFI = .974, AGFI = .939, CFI = 1.000,（リスク情報を提供後，ベネフィット情報を提供）

RMSEA = .008）のとおりとなり，このことから，に高い効果があることが認められた．

以下３点が考えられる．
まず，原子力発電の「必要性」がより認識され表３

情報提供順の効果の確認結果

A群
平均値

標準偏差

平均値

標準偏差

自由度

t値

0.77

0.67

0.61

0.72

191

1.55 n.s.

必要性

0.67

0.77

0.37

0.79

191

2.64 **

安全性

0.84

0.87

0.81

0.92

191

0.25 n.s.

運転管理能力

0.78

0.84

0.59

0.93

191

1.49 n.s.

放射線への不安

0.32

0.61

0.30

0.50

191

0.20 n.s.

HLW 安全処分

1.20

0.93

1.08

0.99

191

0.88 n.s.

ベネフィット

0.68

0.47

0.53

0.59

191

2.01 *

リスク〈安全〉

1.01

0.88

0.87

0.86

191

1.10 n.s.

リスク〈放射線〉

0.81

0.77

0.76

0.74

191

0.41 n.s.

リスク〈HLW〉

0.78

0.60

0.76

0.65

190

0.30 n.s.

1.05

0.88

0.76

1.08

受容

態度

知識

信頼

B群

186.18n.s. 非有意 ,2.09 ** p<.05,** p<.01

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 SR 5

50

知 識

態 度

ベネフィット

必要性

運転管理能力**リスク〈安全〉
受 容

.36

**

運転管理能力.19**

HLW安全処分

.20
.14 *

**

.44

安全性

HLW安全処分

.66

*

受容

.16 *

.19 **.13 *

放射線への不安

放射線への不安項目間の関係（質問項目設計時の仮説）

.12

.41**

**

*

.10

* p<.05, ** p<.01

図４

信 頼

図３

.45

.50 **

必要性
.27

リスク
〈放射線〉
リスク
〈放射線〉

**

**

リスク
〈HLW〉
リスク
〈HLW〉

.27

**

.30

ベネフィット

安全性
リスク
〈安全〉

.19 **

信頼

項目間の関係ことを示している．また，原子力発電を安全に運転する能力を有する，つまり原子力発電の安全性につることは，受容の向上につながる．次に，「運転管

いてのリスクに対処する事業者の能力が信頼するに理能力」は，
「必要性」
，
「安全性」
，
「HLW 安全処値すると判断できて初めて，原子力発電の必要性な分」の３つの項目を高めるのに寄与する．最後に，どについて考えることができるということが示され情報提供者に対する「信頼」は，「放射線への不安」ていると考える．

を除く各項目の態度向上に寄与する効果が認めら
れた．

4. 考察
情報提供後では，各項目とも向上しており，情報提供による効果は認められた．
「原子力発電の必要以上のことから，原子力発電の利用について，広く人々により安心感をもって受け入れてもらえるよ
うにするためには，まず原子力発電に対して人々が抱くであろう不安や懸念する事項に対して丁寧な説明を行い，そして事業者が安全性向上に対して真摯に取り組み，原子力発電の運転を遂行する能力を有していることを示していくことが望まれる．

性」，「ベネフィットに関する知識」および「情報提なお，本稿では，原子力発電に対するベネフィッ

供者への信頼」については，リスク情報を提供した

トやリスクに関する情報を一方向的に提供する形で後，ベネフィット情報を提供した A 群の方がより実施した．しかし，提供した情報に対して，人々が高い結果が得られた．

抱く疑問などに丁寧に答え，議論を深めるといった

これは，人々は自身が抱く懸念や不安が払拭されることで，原子力発電のベネフィットに関する情報を受け入れ，理解し，そして原子力発電の必要性について考えることができるということを示していると考えられる．また，リスク情報を先に説明したこ

対話を積み重ねる場を設けることにより，さらに高い効果が得られた可能性もあると考える．

謝辞とが，人々の懸念や不安を解消したいという要望に本研究の実施にあたって，大阪学院大学 情報学合致したと考えると，情報の受け手の立場にたって部田中豊教授にご助言をいただきました．ここに深情報提供を行う姿勢が評価され，情報提供者に対す

く感謝申し上げます．

る信頼が高くなったと考えられる．
そして，項目間の整理からは，「原子力発電の必要性」に対する認識が，「原子力発電の受容」の向引用文献

経済産業省（2015）．長期エネルギー需給見通し上に最も寄与することが認められた．また，「原子〈http://www.meti.go.jp/press/2015/07/

力発電を安全に運転し管理する能力を有している」

20150716004/20150716004̲2. pdf〉（2015 年と認識されることは「原子力発電の必要性」，「原子

７月 16 日）．

力発電の安全性」，「高レベル放射性廃棄物の安全処

北田淳子（2015）． 再稼働への賛否と原子力発電分」といった３つの項目に寄与することが認められについての認識− 2014 年の INSS 継続調査かた．これは，人々が必要性を感じない限り，再稼動

ら，INSS JOURNAL Vol．22，27‑46.

を含めた原子力発電の今後の利用を認めないというINSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

51

実力基準保全による検査頻度の合理化 *1（確率論的破壊力学による機器破損確率への影響評価）
Optimization of inspection interval by applying performance based maintenance concept（Assessment of change in failure probability by probabilistic fracture mechanics）
釜谷

昌幸（Masayuki Kamaya）＊2

要約
本報は，実力基準保全の考え方を検査間隔の決定に適用することを目的とした．原子力発電プラント構造物には，従来，時間基準保全の考え方が適用されてきた．実力基準保全では，検査の間隔を運転期間に応じて決定する．もし，長期間亀裂が発見されなければ，次回の検査までの間隔を長く設定できる．本報では，実力基準保全を適用することによる構造信頼性の変化を確率論的破壊力学解析で調べた．漏洩または破壊の確率（破損確率）を計算するため，加圧水型
原子炉一次冷却材管に発生した疲労き裂を対象に，降伏強度，引張強さ，疲労亀裂進展速度，初期亀裂形状などのばらつきを考慮した疲労亀裂進展シミュレーションを行った．時間基準による
定期的な点検により破損確率を減少させることができた．この際，検査の性能よりも検査の頻度
が，破損確率の減少に対する寄与が大きかった．実力基準保全を適用することで，破損確率を増加させることなく，検査の数量を減らせることが示された．実力基準保全は検査スケジュールを最適化できる有効な手段であることが示された．
キーワード

実力基準保全，検査間隔，確率論的破壊力学，維持規格，疲労亀裂進展，時間基準保全

Abstract
This study is aimed at applying the performance-based maintenance（PBM）
concept
to determine inspection schedule. Previously, the time-based maintenance concept has been
applied to determine the inspection schedule for nuclear plant components. In the PBM concept,
frequency of inspection is determined by operation time before the inspection. Duration before
the next inspection is extended if the component indicates no cracking for a long time. In thisstudy, the change in structural reliability due to applying the PBM concept was investigatedby probabilistic fracture mechanics analyses. In order to calculate the probability of leakage or
fracture（failure probability）, growth of fatigue cracks initiated at the primary coolant pipe ofpressurized water reactor nuclear power plants was simulated considering variations in yield andtensile strengths, fatigue crack growth rate, initial crack shape and so on. It was demonstrated
that the failure probability was reduced by performing inspections according to the time-based
maintenance concept. Frequency rather than detectability of inspection had a larger impact on
reducing the failure probability. It was shown that, by applying the PBM concept, the numberof inspections could be reduced signiﬁcantly without increasing the failure probability. It was
concluded that the PBM concept could optimize the inspection schedule.
Keywords

Performance based maintenance, Inpsection interval, Probablisitc fracture mechanics, Fitnessfor-service, Fatigue crack growth, Time based maintenance

1. 緒

言

定されている．標準検査では，劣化モードを限定することなく，経験的に決められた頻度と数量にした

国内の原子力発電プラントにおいては，日本機械（1）がって検査が実施される．一方，個別検査では，劣学会発電用原子力設備規格維持規格 （以後，維持化モードを応力腐食割れなどに限定することで，亀規格）の規定にしたがって検査が実施される．維持

裂成長予測に基づき検査頻度を設定している（2）．具

規格では，標準検査と個別検査の２種類の検査が規体的には，初回の検査は，亀裂が検出可能な大きさ＊ 1 日本機械学会論文集 , Vol. 83, No.856（2017）（DOI: 10.1299/transjsme.17-00316）より転載＊ 2 （株）原子力安全システム研究所 技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

52

Operating period before inspection
tcur

Residual life
secured by inspection
tr es

Crack size

Allowable crack size

Detectability of inspection0

Number of cycles

Not sure actual
crack growth

Lifetime (Nf)Fig. 1 Schematic drawing representing how to reﬂect inspection results to future maintenance（concept of performance based maintenance）．

に成長すると想定される時期に設定され，以降の検る．したがって，実力基準保全の適用においては，

査頻度は，亀裂が許容寸法を超えないよう決定され機器破損リスクの増加が許容できる程度であることている．いずれの検査においても，亀裂が発見されを確認しておく必要がある．本報では，加圧水型原なければ検査頻度が変更されることはない．
つまり，

子炉（Pressurized Water Reactor，PWR）一次冷

予め決められたスケジュールにしたがって検査を行却材管の疲労劣化を対象に，実力基準保全の適用方

う時間基準保全（Time-based maintenance）を基法を示すとともに，それによる機器破損リスクの変本としている．

化を調べた．当該部位には，鋳造ステンレス鋼が用

実際の検査では，亀裂などの欠陥が検出されるこ

いられており，非破壊検査により亀裂を検出することはほとんどない．長期間にわたる繰り返しの検査とが比較的困難であることから，検査で亀裂を見逃において亀裂が検出されなければ，検査の頻度を減す可能性が高い．また，疲労亀裂の成長速度や強度

らすことも現実的な対応として考えられる．著者

特性などもばらつくことが想定される．そこで，確は，過去の検査結果から，亀裂の発生・成長の可率論的破壊力学解析により，亀裂検出確率や種々の能性が低いと判断された部位に対して将来の検査

ばらつき要因を考慮した．本報では，まず，実力基の頻度を見直す実力基準保全（Performance-based

準保全の考え方について概説した．次に，一次冷却

maintenance）の概念を提案している（3）．たとえば，材管を対象に，与えられた亀裂深さに対する条件付

個別検査において，初期亀裂からの成長予測によっき破壊確率を予測する破壊確率予測モデルを作成して 10 年目に初回の検査を行うように規定された部

た．そして，60 年間の運転期間を想定した亀裂成位において，20 年目の検査でも亀裂が検出されな長を予測し，
配管が破壊または漏洩する確率（以後，い場合，実際の亀裂成長は当初の想定より遅いと判破損確率とよぶ）を算出するシミュレーションモデ

断できる．つまり，検査によって，実際の成長速度

ルを作成した．このモデルを用いて，時間基準保全が想定よりも遅いという「実力」を示したことになにしたがった定期的な検査が破損確率に及ぼす影響

る．この場合，以後の検査間隔は，当初に予定してを考察するとともに，実力基準保全を適用した場合

いたものよりも緩和できる可能性がある．実力基準の検査頻度と破損確率の変化を調べた．

保全は，このような過去の運転年数と検査結果から現実的な亀裂成長（劣化の進展）を想定することで，実態に合わせた検査の間隔を決定する考え方となる．

2. 実力基準保全の考え方
亀裂寸法と繰返し数の関係は模式的に図１のよ実力基準保全を適用することの主たる目的は，検うに表すことができる．疲労亀裂を対象とした場

査頻度を減らすことにある．そして，一般的に機器合，微小な疲労亀裂が発生するまでの潜伏期間は相の破損リスクと検査頻度はトレードオフの関係にあ

対的に短く，寿命の大部分は微小な亀裂が破壊また

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

53

はリークに至るまでの成長期間と解釈できる（4）．亀裂成長予測により亀裂寸法と繰返し数の関係が推定できれば，寿命 Nf に到達するまでの期間（余寿命）を予測することができる．しかし，一般的に，亀裂a2ct = 70 mm
Ri

2ș

M

Do = 840 mm

成長予測に用いる荷重や亀裂成長速度は安全側に想定されるため，実際の成長が予測と一致することはない．
検査などで亀裂寸法が特定できれば，その情報をもとに荷重や成長速度を補正することで，予測精度を改善することができる．また，亀裂が検出できず，亀裂寸法が特定できない場合でも，検査で検出できる亀裂の検出限界寸法から，Nf に到達するまでの最小期間（図中の tres に相当）が推定できる．つFig.2 Model for primary coolant straight pipe with acircumferential surface crack.

3. 解析モデル
3.1. 概要

まり，検査直後には検出限界ぎりぎりの亀裂が存在

実力基準保全を PWR 一次冷却材管（鋳造ステンし，その後のプラント運転中に亀裂が成長し破損をレス鋼）に適用した場合の破損リスクの変化を調べ引き起こすまでの期間として余寿命を安全側に予測るため，確率論的破壊力学解析によって破損確率をできる．そして，tres を超えない時期に検査を実施算出した．解析には著者によって開発された確率論

すれば破損を防止することができる．
この予測では，検査を行う時点での運転期間（図中の tcur）が重要

的破壊力学コード p-CRESTA（probabilistic CRackとなる．図１において，亀裂がパリス則などの一般いた．本コードは主に配管に発生した亀裂の成長予的な力学則にしたがって成長し，荷重の大きさが比例的に変化する場合，余寿命 tres と運転期間 tcur の比測や破壊解析を行うために用いられてきた欠陥評価

率は荷重の大きさ（成長速度）に依存しない（5）．したがって，tcur から tres を推定する場合，運転期間がように拡張したもので，ベンチマーク解析（9）によっ

長くなるほど予測される余寿命が長くなる．このよ

解析では，欠陥（亀裂）の存在を仮定し，その成

うに，機器の実力を反映して推定された余寿命を用長と，破損の有無を予想した．確率論的に考慮する

いて次回の検査の時期を決定する考え方を実力基準

ばらつき要因としては，降伏強度，応力・ひずみ曲保全と呼んでいる．検査で亀裂が検出されない場合

線などの材料の変形特性や，疲労亀裂成長速度や破でも，その検査が１年目に実施された場合と，40壊靭性などの強度特性，そして，初期亀裂の形状と年目に実施された場合では意味が異なる．一般的に検査を実施する際の亀裂検出確率とした．

Evaluation code for STructural Assessment）を用プログラム CRESTA（8）を確率論的な評価を行えるて Veriﬁcation が完了している．

は着目されることのない亀裂がないという検査結果

まず，与えられた亀裂深さに対する破壊確率を予も，有用な情報として活用されることも実力基準保測する破壊確率予測モデルを作成した．次に，想定

全の特徴となる．

した初期亀裂の成長，破壊確率予測モデルによる破図１の寿命 Nf で正規化した繰返し数 N/Nf と亀裂（6）寸法の関係を仮想亀裂成長曲線とよび ，ここでは P-curve（Postulated crack growth curve）と称

壊の発生，漏洩の発生，検査による亀裂の検出を模擬することで，破損確率を算出した．

する．実力基準保全では，亀裂成長予測で求めた
P-curve を用いて tres は tcur の比から余寿命を予測す3.2. 基本条件

る．P-curve は荷重の大きさ，成長速度（の比例項）

PWR 一次冷却材管を想定した外径 840 mm，厚さ t = 70 mm の直管を対象に，図２に示すような深

（7）
（8）
,

などの影響がない，または小さいので度一般化することができる．

ある程さ a，角度 2の周方向の半楕円亀裂が管内面で成長することを想定した．材料は熱時効した鋳造ス
テンレス鋼（SCS14A）で，ヤング率 E は 175 GPa，
ポアソン比 ν は 0.3 とした．その他の材料特性については，次章以降で説明する．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

54

Table 1 Mean values of material strength parameters
predicted by TSS and H3T models（Kawaguchi et al., 2005）．

ȕ =1 ª ș a Pm ºʌ «1 << »2 ¬« ʌ t ıy ¼»（4）

Mean value

Variation

0.2% proof
strength σy

168 MPa

Standard deviation :9.450

K は応力拡大係数，σy は 0.2% 耐力，M は負荷する曲

Flow stress σf

327 MPa

Standard deviation :7.226

げモーメント，Rm は管の平均半径を示す．Pm は軸方向応力で，内圧 15.4 MPa とキャップ効果によるConstant n

5.12

Standard deviation :0.552

軸力 42.4 MPa の和を適用した．

Constant α

2.46Standard deviation :0.577

Fracture
toughness JIc

578 kJ/m2

See Kawaguchi et al.,2005

亀裂は 325℃，PWR 一次系環境下において，熱過渡応力によって生じる変動荷重により成長させ

σref，εref がそれぞれ参照応力と参照ひずみとなる．

4.2. 材料特性
参照応力と参照ひずみの関係は次式で近似した．

Eİ ref
=
ıy

§ ı ·
ıref
+ Į ¨ ref ¸
¨ı ¸
ıy
© y ¹

n

（5）

た．そして，実機で想定される曲げ荷重に対して破ここで α と n は材料定数を示す．式
（5）
は応力・ひ

壊解析を実施し，破壊の有無を判断した．成長予測

ずみ曲線と等価であり，本解析では Kawaguchi ら（13）および破壊解析に用いる応力拡大係数には，維持規により提案された予測モデル（TSS モデル）を適格の添付 E-5.3（2）a. 円筒中の周方向半楕円表面欠陥

用した．破壊靭性についても，同様に Kawaguchi

非線形応力分布に記載の値を適用した．

ら（13）によって提案されているモデル（H3T モデル）を適用した．これらのモデルは，鋳造ステンレス鋼

4. 破壊確率予測モデルの作成を対象としており，特性は時効量とフェライト量に依存する．本解析では時効温度を 320℃とし，時効亀裂深さ a に対して，材料の強度特性にばらつき

時間として運転期間 40 年×利用率 80% = 280,000 時を考慮したモンテカルロ計算によって破壊確率を算間を適用した．また，材料の化学成分は文献（13）出した．このとき，亀裂の表面長さは亀裂深さの４で参照されている CF8M（SCS14A）の代表材であ倍（a/c = 0.5：c は表面長さの２分の１）と仮定した．一様な応力下において a/c はおおよそ 0.88 とな

る A-A 材（フェライト量 10.3%）の値を用いた．予（10），深さ方向の応力勾配を考慮して a/c

ることから測された各パラメータの平均値は表１のようになった．いずれの定数もばらつきの標準偏差が与えられ= 0.5 とした．想定する破壊モードは延性亀裂の発ており，これらを解析において考慮した．

生で，想定荷重下での J 積分 J と破壊靱性 JIc を比較し，J ≧ JIc となった場合に破壊が発生するとした．

4.3. 荷重条件

また，J が JIc を上回っていなくても，極限荷重が流動応力を超えた場合は，塑性崩壊によって破壊す（11）ると判断した（12）．J の算出には以下の参照応力法

を用いた．
2
2
Eİ ref ⎧⎪ K (1< Ȟ ) ⎫⎪J=⎨⎬E
ı ref ⎪⎩⎭⎪

ı ref =

M
ıy
Mc

a
ª
º
M c = 2ı y Rm2 t « 2sin ȕ < sin ș »t¬¼

破壊を引き起こす曲げ荷重として，原子力発電所の高経年化技術評価の規制審査（平成 26 年３月 17日と平成 26 年 10 日 17 日に実施）において提示された値を用いた．
一次冷却材管に作用する荷重として，（1）

川内１号機に対してはホットレグ直管で 152 MPaが示されている（14）．一方，高浜３号機に対する値として，ホットレグ直管で 138 MPa，蓄圧タンク

（2）

（3）

注入ライン管台で 165 MPa との記載がある（15）．これらの値を参考に，160 MPa を解析に用いた．

1.E+00
1.E-010.14

Eq. (6)0.12

1.E-02
1.E-030.10
0.08

1.E-040.06

1.E-050.04
0.02

1.E-06
1.E-0755

0.16
Result of PFM analyses

P(a)Conditional fracture probability

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

0.00

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

a/ t

0.5

0.6

0.7

0.0

0.2

0.4

0.8

1.0

a/ t

0.8

Fig. 4 Crack depth distribution used to determine
initial depth in the Monte Carlo crack growthsimulation.

Fig. 3 Fracture probability for given crack depth
obtained by Monte Carlo analyses. Prediction
model Eq.（6）was derived by a regression ofobtained probabilities.

5.

4.4. 解析結果

5.1. 解析条件

各亀裂深さに対して 107 回のモンテカルロ計算か

0.6

破損確率の算出⑴ 初期亀裂形状ら得られた亀裂深さと破壊確率（条件つき破壊確率）

初期の亀裂深さ a の確率分布関数 P
（a）
として，文

の関係を図３に示す．亀裂が深くなるにしたがって破壊確率が増加した．亀裂深さが a/t = 0.5 において

献（16）において鋳造ステンレス鋼に適用されている‑4‑2

破壊確率は 10 ，a/t = 0.7 では 10 程度であった．
適用した TSS モデル，H3T モデルは比較的複雑
でばらつき要因が多い．そのため，層別化によって計算効率を向上させることが困難で，亀裂の成長と併せてモンテカルロ計算を実施することは計算時間

次式を適用した．

§ a·
exp ¨ < ¸
© ȝ¹
P ( a) =­§ t ·½
ȝ ®1 < exp ¨ < ¸ ¾© ȝ ¹¿¯（7）の観点から現実的でない．そこで，本解析では破壊

ここで，μ は平均値で 6.248 mm（0.246 in）が与の有無の判断に，都度破壊評価を実施するのではな

えられている．この式は，原子炉圧力容器の欠陥分

く，図３の結果を式（6）で近似した破壊確率予測モ（6）
デル P（a/t）を用いて破壊の有無を判断した．式
f布関数である Marshall 分布をもとに，亀裂が肉厚はアスペクト比 a/c = 0.5 の亀裂の破壊確率を与え

造ステンレス鋼に適用する場合には保守的であるとる．本来はアスペクト比毎に異なる式を用いられるの記載がある（16）．この式から再現される分布を図べきであるが，後に示すように式（6）を用いて得ら

４に示す．浅い亀裂ほど存在確率が大きくなっていれる破壊確率の影響は相対的に大きくない．本報でる．数字上は貫通亀裂の確率 P（a）は 10‑6 程度となっは，近似的に式（6）をアスペクト比に関係なく適用ている．

を貫通しないように補正したものとなっている．鋳初期亀裂のアスペクト比（a/c）の決定には次式

した．
11.16

§a·
§a·
Pf ¨ ¸ = 0.3057 ¨ ¸
t
© ¹
©t ¹

（6）

のモデル（16）を用いた．

§ c ·í ln 2 ¨¸© Įȕ ¹P (c / a ) =
exp
c
2Ȗ 2
Ȗ 2ʌ
a
Į

（ただし，
c/a >１）（8）

鋳 造 ス テ ン レ ス 鋼 に 対 し て は α = 1.419，β =1.336，γ = 0.5382 が適用されている（16）．この式で得られるアスペクト比の分布は図５のようになる．相INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

56

Table 2 Applied load conditions for crack growth
analyses.

1.0

P(c/ a)

0.8

No.

0.6
0.4

#1 Eq.（10）

４

175

1000

75

15.4

#2 Eq.（11）

４

175

1000

75

15.4

325

100

20

15.4

3

#3 Eq.（12） 2.5 × 10

0.2
0.0

Numbertr
σbgp
Tc
Stressof cycles
distribution（℃） （s） （MPa）（MPa）（/years）

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

200

1.0

対的に a/c が大きい場合の確率が大きくなっている．
⑵ 亀裂成長速度
PWR 一次系環境におけるステンレス鋼の疲労亀
裂成長速度を予測するために維持規格で規定されている式（日本機械学会，2012）を比例倍した次式を用いた．
維持規格の予測式は安全係数として 2.7（標準偏差 s，102s = 2.7 に相当）が乗じられている（17）ため，
式（9）では安全係数で除した比例係数 1.61 × 10‑13 を使用している．つまり，式（9）は実験結果を最適近，tr
似した速度式に相当する．Tc は温度（単位：℃）
は負荷上昇時間（単位：s）で値は表２に示している．
R は応力比で，本解析では R = 0 とした．

( ¨K )da= 1.61 ×10í13 Tc 0.63 tr 0.33
1.56
dN
(1 í R )Eq. (11)160

Eq. (12)

140

Stress , MPa

Fig. 5 Distribution for crack shape（aspect ratio a/c）
used for the Monte Carlo crack growth simulation.

Eq. (10)

180

a/ c

120
100
80
60
40
20
0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

Depth x/ t
Fig. 6 Thermal stress distributions in the depth
direction used for crack growth analyses.The
number of cycles for each distributions is given
in Table 2.
2

§ x·
§x·
§x·
¨ı ( x )[MPa ] = 176 í 838 ¨ ¸ + 1339 ¨ ¸ í 670 ¨ ¸
©t¹
©t ¹
©t ¹

3

（12）

3.0

（9）

1.0

ここで，x は内表面からの距離で，Δσ と x/t の関係を図６に示した．曲げ応力 σbg と内圧 p も熱応力と比例的に負荷されると仮定した．荷重の極小状態で⑶ 荷重条件は熱応力，曲げ応力，内圧を零と置いて，荷重変動

亀裂成長予測に用いる荷重として，プラントの起動停止などに伴う流体の温度の過渡変化に起因する幅を算出した．
解析では，過渡 #1 を１サイクル，#2 を１サイク（9）の荷重条件を適用した．

ル，そして #3 を 625 サイクルの順に負荷し，これこの条件は，本解析と同様に PWR 一次冷却材管でを１バッチとする．そして，60年に相当する240バッ

発生する熱応力を想定しており，下式と表２によっ

チ分の成長を予測した．

熱応力を想定した Hojo らて与えられる．
2xxx¨ı ( x )[MPa=] 12 + 104 §¨ ·¸ í 55 §¨ ·¸ + 2 §¨ ·¸
©t¹
©t ¹
©t ¹

3

（10）
2

§x·
§x·
§x·
¨ı ( x )[MPa ] = 81 í 106 ¨ ¸ + 59 ¨ ¸ í 4 ¨ ¸
©t¹
©t ¹
©t ¹

⑷ 検査による亀裂検出確率
解 析 で 検 査 を 模 擬 す る 場 合 は， 亀 裂 検 出 確 率（Probability of detection，以後 POD）を次式のロ
ジスティック関数で考慮した（18）．

3

（11）

ª
°­ ʌ § ln a í ȝ POD · °½º
POD (a=) «1 + exp ® í¨¸ ¾»¯° 3 © ı POD ¹ ¿°¼»
¬«

-1

（13）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

1.0

1.0
ȝPOD = 4 mmȝPOD = 8 mm
ȝPOD = 16 mm

ıPOD = 0.1 × ȝPODıPOD = 0.2 × ȝPODıPOD = 0.5 × ȝPOD

0.8

0.6

POD

POD

0.8

0.4

0.6
0.4
0.2

0.2
0.0

57

0

10

20

30

40

a, mm

50

（a）Inﬂuence of mean μPOD

0.0

0

10

20

30

a, mm

40

50

（b）Inﬂuence of standard deviation σPOD

Fig. 7 Probability of detection（POD）curves assumed in the Monte Carlo simulations. The shape of the POD isdetermined by the mean μPOD and standard deviation σPOD.

した．破壊しない場合でも，亀裂が肉厚の 75% に

1.E+00

到達した場合は漏洩（貫通）と判断した．そして，破壊と漏洩を併せた損傷確率を算出した．検査を模Leak probability

1.E-01

擬した場合は，亀裂が検出されれば，その亀裂は破損も漏洩もしないと判断した．
計算を効率的に実施するため，層別サンプリング
手法を適用した．感度解析の結果，a と a/c に対し

1.E-02てそれぞれ 20 分割（合計 400 分割）した各セル対して 250 回のモンテカルロ計算を実施することで，十1.E-03

1.E-04分収束した破損確率を得ることができた．

5.3 解析結果
0

20

40

60

Operation time, years

Fig. 8 Leak probability obtained by the Monte Carlosimulation in which fracture and inspections are
not considered.

検査を実施せず，
亀裂進展のみを生じるとした（破0 と設定した）場合の，運転年
壊確率を P（a/t）=f
数毎の漏洩確率（肉厚の 75% の到達する確率）を図８に示す．60 年の運転によって，79％の亀裂がここで，μ POD と σ POD はそれぞれ平均と標準偏差漏洩している．初期亀裂の平均深さは 6.248 mm ととなる．配管の肉厚 70 mm の 10% に近いμ POD = 8mm と σPOD = μPOD × 0.1 を基本条件とし，図７に示なっており，実際よりも大きな想定となっている

すように μPOD と σPOD を系統的に変化させた．亀裂深を用いたときの破壊確率（破損確率ではないことにさが 30 mm に到達するとほとんどの亀裂を検出で注意）を図９に示す．先に述べたように，破壊の有きることになる．

無は 10 年毎にその時の亀裂深さ（a/t）を式（6）に代

5.2. 解析手順と考えられる．検査を実施せずに，式（6）の P（a/t）
f

入することで判断しているので，破壊確率は 10 年毎に不連続に変化している．60 年の運転によって，破壊する確率は 0.1% 程度で，漏洩確率と比較して初期欠陥形状（a と a/c）からの成長を模擬した．

小さい．図８および図９の漏洩および破壊する確率

成長速度のばらつきには，実験結果より 102s = 2.7相当の標準偏差 s を考慮した．10 年毎に，式（6）のと初期亀裂深さとの関係を図 10 に示す．亀裂深さが a/t = 0.075（5.25 mm）以上の亀裂では 60 年の運

破壊確率予測モデルにしたがって破壊の有無を判断

転中に漏洩か破壊のいずれかを引き起こしている．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

58

Normalized failure probability

1.E+00Fracture probability

1.E-01

1.E-02

1.E-03

1.E-04

1.E+00

1.E-01

No fracture

1.E-02
Leak
Fracture
Leak+Fracture

1.E-03

1.E-04

0

10

20

30

40

50

Interval of inspection, year

1.E-05

0

20

40

60

Operation time, years

Fig. 9 Fracture probability obtained by the Monte
Carlo simulation in which inspections are notconsidered.

Fig. 11 Change in failure probability by conducting
periodical inspection of μPOD = 8 mm and σPOD =μPOD × 0.1. The failure probability is normalizedby value obtained assuming no inspection.

破損確率は検査間隔が短くなるほど小さくなった．
20 年毎に検査することで，破損確率は，検査をしない場合の６% 程度まで抑えることができる．検査

1.2

間隔が 30 年および 40 年では 60 年の運転で実質的にProbablity

1.0

１回の検査しか実施されない．破損確率は検査間隔

0.8が 30 年の方が 40 年より短いことから，運転期間中

No failure

0.6に検査を１回のみ実施する場合は，40 年目よりもLeak

30 年目に実施した方が，破損のリスクは低く抑え

Fracture

0.4

ることができる．計算結果（図示はしていない）では，検査をしない場合に 40 年目以降に破損する確

0.2
0.0

率は 0.345 であった．これに対し，30 年目に検査し
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Initial crack depth a / t

Fig. 10 Effect of initial crack depth on probability ofleakage or fracture during 60 years operation.
The crack deeper than 0.075t caused leakage or
fracture.

た場合は，3.67 × 10-4，40 年目に検査した場合は零になった．つまり，40 年目の検査で亀裂が検出されなければ，60 年目まで破損しないことになる．
検出確率の平均 μ POD を 4 mm または 16 mm とした場合，または標準偏差 σ POD を μ POD × 0.2 またはμ POD × 0.5 とした場合の結果を図 12 に示す．検査

破壊の確率は漏洩の 1/1000 程度で相対的に小さく，精度を変えても破損確率は大きく変化しないことが破損モードとしては漏洩が主となる．

わかる．亀裂の検出可能寸法を小さくしたり，検査時間基準保全の考え方にしたがって，定期的に検の見逃し確率を小さくしたりするよりは，検査頻度査を行うことを模擬した．予め定められた年数毎にを増やした方が，破損確率の減少には効果的である検査を実施し，亀裂が検出されれば，以後の計算をと考えられる．鋳造ステンレス鋼管に対しては，超中止し，その亀裂は破損に至らなかったと判断した．
亀裂検出確率 POD を μ POD = 8 mm，σ POD = μ POD ×

音波検査で検出可能な亀裂の最小寸法は比較的大き

0.1 とした場合の破損確率を図 11 に示す．破損確率

きる．

は，検査をしない場合の破損確率で正規化している．
つまり，検査を実施することで減少した破損確率の割合を示している．破壊確率は漏洩確率より小さい
ことから，破壊と漏洩を合わせた破損確率の減少率
は，ほぼ漏洩確率の減少率と一致している．正規化

くなるが，検出性の低さは検査頻度で補うことがで

0.6

50

ıPOD =ȝPOD × 0.2
ıPOD =ȝPOD × 0.5

0.4

59

60

Base
ȝPOD = 4 mmȝPOD = 16 mm

Crack depth, mm

Normalized failure probability

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

0.2

40
30
20
10

0.0

0

0

10

20

30

40

50

Interval of inspection, year

Fig. 12 Normalized failure probability obtained forvarious inspection conditions.No significant
difference was caused by change in the POD
curve.

6. 実力基準保全の適用

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Number of cycles/Nf

Fig. 13 Postulated crack growth curve（P-curve）
obtained for fatigue crack growth underthermal stress and initial crack depth of 0.1
mm. The fatigue life Nf was deﬁned by leakage,
which corresponds to crack growth to 75% ofpipe thickness.

裂成長の加速は飽和した．熱応力は表面で最大とな

6.1. 検査間隔の決定方法

り深くなるほど減少するため，亀裂が深くなると亀裂の成長駆動力が低下する．

図１でも説明したように，検査で検出できる亀裂の最小寸法がわかっていれば，寿命 Nf に到達すが，これにより P-curve が式（9）の定数項や荷重のるまでの最小期間（tres）は，検査を行った時点で大きさに依存しなくなる．また，熱応力算出に用の運転期間（tcur）に対する比率として推定できる．

いた熱伝達係数，伝熱係数，温度変化率にも依存

例えば，20 年目に検査で亀裂が検出できなかった
場合の破損までの余寿命は（20 × tres/tcur）年となる．

しないか，ほとんど依存しない（7）．P-curve に影響

この余寿命を超えないタイミングで次回の検査を実速度における指数定数（式（9）の定数 3.0）となる．
P-curve を用いて算出される tres と tcur の関係を図 14

施すれば，亀裂が限界寸法を超えることはない．余
寿命算出のための比率 tres/tcur は P-curve を策定することで算出できる．

P-curve の横軸の繰返し数は Nf で正規化しているする因子としては，初期亀裂寸法の他に，亀裂成長に示す．検査の亀裂検出限界 μ（insp）を１，２，５，および 8 mm とした場合の結果を示した．POD 曲線

熱荷重下での疲労亀裂成長を想定した P-curve をの検出限界の平均 μPOD とは異なり，μ（insp）は決定論

図 13 に示す．亀裂発生までの潜伏期間を零，初期的に定義される検出限界となることに注意されたい．μ（insp）を 8 mm とした場合の余寿命 tres は次式で（19）

亀裂深さ ai を 0.1 mm とおいて

，式（9）の速度式にしたがい亀裂成長を予測した．初期表面長さは表される．

ai/0.4 とした．実力基準保全を実際に運用する際，
P-curve 策定における初期の亀裂深さと長さは疲労

tres = 0.538 tcur

（14）

試験などから想定する．荷重条件としては，一般化した P-curve とするために，表２は用いずに配管内

前回の検査間隔を Δtinsp（i） とすると，実力基準保

面流体の線形な温度変化によって発生する熱応力を全に従う次回の検査間隔 Δtinsp（i+1） は次式で決定さ算出して用いた（8）．熱応力の算出で用いる流体温度れる．

変化幅は，最終的に得られる P-curve には影響せず，流体の温度変化率の影響も小さいことが示されている（8）．図 13 は温度変化率を保守的に想定して得られた．亀裂が肉厚の 75% に到達した時点を寿命 Nfとした．亀裂が浅い場合は，亀裂成長速度は成長とともに大きくなるが，深さが 30 mm を超えると亀

{

}

( )
()
¨ tinsp Max t res , ¨t insp
i +1

i

（15）

この式では，次回検査までの運転時間は，これまでの検査間隔 Δtinsp（i）より短くなることは許容していない．このように，実力基準保全では過去の運転実
績 tcur が将来の検査間隔に反映されることになる．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

60

Normalized failure probability

40
P-curve (Įi = 0.1mm)

35t res , years

30
25
20
tres = 0.538tcur

15

ȝ(insp) = 1 mm
ȝ(insp) = 2 mm
ȝ(insp) = 5 mm
ȝ(insp) = 8 mm

10
5
0

0

10

20

30

40

1.E+00

1.E-01

1.E-02

1.E-03TBM
PBM

1.E-04

0

10

20

30

40

50

ǻt insp(initial) , year
50

t cur , years

Fig. 14 Residual life t res for given operating time t cur
determined by the P-curve. Detectability ofinspection was represented by μ（insp）．

Fig. 15 Change in normalized failure probability withinterval of inspection Δtinsp（initial）. The interval
Δtinsp（initial）was kept constant for whole life in
the time based maintenance（TBM）concept
whereas the interval was extended according
to operation time for the performance based
maintenance（PBM）concept.
Inspection

year

0

10

20

30

40

50

60th

50

60th

TBM
PBM

Initial inspection interval ǻWinsp（initial）: every 1 year
（a）
year

0

10

20

30

40

TBM
PBM

（b）Initial inspection interval ǻWinsp（initial）: every 3 year

Fig. 16 Inspection schedule determined by time based maintenance（TBM）concept and performance based
maintenance（PBM）concept. The number of inspection is reduced by applying PBM.

6.2. 解析結果

破断，リーク，または亀裂検出までに実施された検査数の平均と正規化破損確率の関係を図 17 に示

図 15 に実力基準保全を適用した場合の正規化破す．この図は，破損確率を達成するための検査数量

損確率（図中で PBM と表示）を示す．併せて時間を示していると解釈することができる．実力基準保基準保全（図中の TBM）の結果も示す．最初の検査間隔を Δtinsp（initial） は，実力基準保全も時間基準保全を適用することで，とくに，破損確率を低く抑え

全も同じとなる．２回目からの検査間隔は，式（14）に検査数量を減らせることがわかる．

たい場合（検査間隔が短く，検査頻度が大きい場合）

および式
（15）
で決定される．実力基準保全を適用し機器の破損リスクの観点からは，実力基準保全をても破損確率の変化はほとんど見られない．実力基

適用する方が，検査数量を少なくすることができる．

準保全を適用した場合の検査スケジュールを図 16

逆に，同じ検査数量ならば，より懸念のある部位（たに示す．最初の検査間隔 Δtinsp（initial） が１年の場合ととえば運転期間，使用期間の短い部位）に検査を集３年の場合を示している．実力基準保全では，運転中させることで，機器の破損リスクを低減させるこ

年数が経過するごとに検査間隔が長くなっていることが可能となる．

とがわかる．これにより，検査の数量を削減することが可能となる．

維持規格の個別検査は，劣化モードを限定して，成長予測により検査間隔を決定している．実力基準

Normalized failure probability

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1程度に低減できること，60 年間に１回のみの

1.E+00

1.E-01

TBM

検査を行うのであれば，40 年目に実施するよPBM

り，30 年目に実施した方が破損リスクを小さく抑えられることが示された．
（3）破損確率を低減させるためには，検出可能な亀1.E-02

裂寸法を小さくしたり，検査の見逃し確率を小さくしたりするよりは，検査頻度を高くした方

1.E-03

1.E-04が効果的であることが示された．
（4）実力基準保全を適用するための P-curve を作成
0

5

10

し，余寿命予測式（式（14）と式
（15）
）を導出

15

した．

Number of inspections

Fig. 17 Relationship between the normalized failure
probability and average of number of inspections.
By applying the PBM, the number of inspection
can be reduced for the same failure probability.

保全も，個別検査と同様に，亀裂成長予測により検査頻度を合理化している．つまり，個別検査が有効であるという前提では実力基準保全の考え方は合理的で，個別検査の考え方と矛盾することなく適用できると考えられる．

7. 結

61

言

（5）実力基準保全を適用することで，破損確率が大きく低下することはなかった．一方，検査頻度を大きく低下させることができ，実力基準保全の有効性を示すことができた．

文

献（1） 日本機械学会 , 発電用原子力設備規格維持規
格 , JSME S NA1-2012（2012）.
（2） 原子力安全推進協会 , 炉内構造物等点検ガイ
ドラインについて（第５版）, JANSI-VIP-21第５版（2017）．

実力基準保全を適用することで，条件によっては（3） Kamaya, M., Performance based maintenance

検査頻度を減らすことができる．本報では，確率論

concept to optimize inspection schedule,

的破壊力学コード p-CRESTA コードを用いて，一E-Journal of Advanced Maintenance, Vol. 9-2

次冷却材管（鋳造ステンレス鋼）を対象に，実力基（2017）, pp.118‑125.

準保全を適用した場合の検査頻度の変化と，機器の（4） Kamaya, M. and Kawakubo, M., Strain-based

破損確率への影響を調べた．まず，評価のための破modeling of fatigue crack growth - An

壊確率予測モデルを作成した．次に，亀裂成長予測

experimental approach for stainless steel,のための解析モデルを作成し，材料特性や初期亀裂

International Journal of Fatigue, Vol.44

形状のばらつきを考慮した解析を行った．また，検（2012）, pp.131‑140.

査における亀裂検出確率も考慮した．そして，亀裂（5） Kamaya, M., Fatigue crack tolerance designが貫通または破壊を引き起こす確率を算出し，そのfor stainless steel by crack growth analysis,

確率が検査の方法によってどのように変化するかを

Engineering Fracture Mechanics, Vol. 177

調べた．得られた結果は以下のように要約できる．

（2017）, pp.14‑32.
（6） Kamaya, M. and Nakamura, T., A flaw

（1）PWR 一次冷却材管（鋳造ステンレス鋼）の疲

tolerance concept for plant maintenance

労劣化を対象に，破損確率を評価するための確

using virtual fatigue crack growth curve,

率論的破壊力学解析モデルを構築した．解析をProceedings of the ASME 2013 Pressure

効率的に実施するため，予め破壊確率予測モデ

Vessels and Piping Division Conference

ルを作成する手順を提案した．

（2013）, paper no. 97851.

（2）検査を実施することで破損確率が減少する様子（7） 釜谷昌幸 , 川久保政洋 , 亀裂成長予測による低を解析上で模擬した．本解析条件では，20 年

サイクル疲労の損傷評価（成長予測モデルの毎の検査で破損確率は，検査しない場合の 6%構築とその適用例）,日本機械学会論文集 A 編 ,INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 1

62

Vol. 78, No. 795（2012）, pp.1518‑1533.

（参照日 2017 年９月７日）．

（8） Kamaya, M., Assessment of thermal fatigue（16） Harris, D. O., Lim, E. Y. and Dadhia, D. D.,damage caused by local fluid temperature

Probabilistic pipe fracture in the primaryfluctuation（part I: characteristics of

coolant loop of a PWR plant, NUREG/CR-

constraint and stress caused by thermal

2189, UCRL-18967 Vol. 5（1981）．

striation and stratification）, Nuclear（17） Nomura, Y., Tsutsumi, K., Kanasaki, H.,

Engineering and Design, Vol. 268（2014）,

Chigusa, N., Jotaki, K., Shimizu, H., Hirose, T.

pp.121‑138.

and Ohata, H., Fatigue crack growth curve（9） Hojo, K., Hayashi, S, Nishi, W., Kamaya, M.,

for austenitic stainless steels in PWR

Katsuyama, J., Masaki, K., Nagai, M.,environment, Proceedings of the ASME

Okamoto, T., Takada, Y. and Yoshimura, S.,

Pressure Vessels and Piping Division

Benchmark analyses of probabilistic fracture

Conference, PVP-Vol. 480（2004）, pp.63-70.

mechanics for cast stainless steel pipe,（18） Frédéric, J., Ekaterina, I. and Christohpe,

Mechanical Engineering Journal, Vol. 378,

R., Assessment of inspection performance

No. 4（2016）DOI:10.1299/mej.16-00083.

using simulation supported POD curves,（10） Kamaya, M., Stress intensity factors ofProceedings of ASME Pressure Vessels andsurface crack with undulated front, JSME

Piping Division Conference（2009）, paper

International Journal, Series A, Vol. 49, No. 4

no. 77675.

（2006）, pp.529‑535.

（19） Kamaya, M., Flaw tolerance assessment for（11） 釜谷昌幸 , 維持規格における曲げ荷重を受け

low-cycle fatigue of stainless steel, Journal of

る管の極限荷重評価方法（設計・建設規格とPressure Vessel Technology,（2017）, Vol.

の比較と破壊試験の結果からの考察）, 日本

139, Issue 4（2017）DOI: 10.1115/1.4036141.

機械学会論文集 A 編 , Vol. 79, No. 801（2013）,
pp.657‑671.
（12） Kamaya, M. and Machida, H., Reference
stress method for evaluation of failure
assessment curve of cracked pipes in nuclear
power plants, International Journal ofPressure Vessels and Piping, Vol. 87（2010）,
pp.66‑73.
（13） Kawaguchi, S., Nagasaki, T. and Koyama, K.,
Prediction method of tensile properties andfracture toughness of thermally aged castduplex stainless steel piping, Proceedings of
ASME Pressure Vessels and Piping Division
Conference（2005）, paper no.71528.
（14） 原子力規制委員会 , 第３回原子力発電所の高経年化評価等に係る審査会合配布資料（online）（2014）, available from〈 http://
www.nsr.go.jp/data/000049187.pdf〉,（参照日 2017 年９月７日）．
（15） 原子力規制委員会 , 第７回原子力発電所の高経年化評価等に係る審査会合配布資料（online）（2014）, available from〈 http://w w w. nsr.go .jp/dat a /0 0 0 0 4 9 2 2 9.pd f 〉．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

63

T 字配管合流部における壁面温度変動の数値シミュレーション＊ 1
Conjugate Numerical Simulation of Wall Temperature Fluctuation at a T-junction Pipe
歌野原
三好

陽一（Yoichi Utanohara）＊2

弘二（Koji Miyoshi）＊2

中村晶（Akira Nakamura）＊2

要約
T 字合流配管にて温度差のある流体が混合する場合，合流部下流の配管で温度変動に伴う熱疲労が生じることがある．熱疲労評価手法の開発の一環として，筆者はこれまで T-Cubic 実
験装置で T 字合流配管を対象とした熱流動実験を行ってきた．本研究では，T-Cubic 実験を対象に配管金属まで計算領域に含めて流体構造熱連成計算を行い，流体温度や管内面温度変動の再現精度を検討した．時間平均速度分布および時間平均温度分布は計算領域全体でよい再現精度を示した．流体領域の速度変動強度に関しては，壁面から離れた箇所では過小評価の傾向はあったが，壁面近傍ではピーク値を含め実験データの傾向を再現できた．熱疲労評価において管内面の温度変動強度は最も重要な評価パラメータの１つであり実験データを 20％程度過大評価したが，分布の傾向はある程度定性的に再現することができた．
キーワード

熱疲労，T 字合流配管，温度変動，数値シミュレーション，ラージエディシミュレーション

Abstract
Thermal fatigue cracks may occur in a T-junction pipe due to the mixing of hot andcold ﬂuids. To develop an evaluation method for thermal fatigue, the authors previously performeda mixing tee experiment called the T-Cubic experiment. In this study, a ﬂuid-structure coupledsimulation for conjugate heat transfer was carried out to investigate the predictive performanceof the ﬂow and temperature ﬁelds and temperature ﬂuctuation on the pipe inner surface at a
mixing tee of the T-Cubic experiment. The computational domain included 304 type stainlesssteel pipe as well as the working ﬂuid of water. Time-averaged velocity and temperature werereproduced well over the entire computational domain. Although velocity ﬂuctuation intensity
at a distance from the wall was relatively smaller than experimental data, the simulation could
reproduce the trend of the experimental data, especially the velocity ﬂuctuation intensity peaknear the wall. The temperature ﬂuctuation intensity was also larger than the experimental
data, though the tendency could be reproduced by the simulation. The temperature ﬂuctuation
intensity on the pipe inner surface is the most important parameter for thermal fatigue andthough it was 20% to 36% larger than the experimental data at its peak, the tendency was
reproduced to a certain extent.
Keywords

Thermal fatigue, T-junction pipe, Temperature ﬂuctuation, Numerical simulation,
Large eddy simulation

1. はじめに漏洩事象（2） や近年の米国の原子力発電所でのき裂発生事例（3） などは T 字合流配管下流で発生していT 字合流配管は火力や原子力などの発電所においる．熱疲労は発電所における主要な配管劣化メカニてなくてはならない配管要素である．配管合流部にズムであり，プラント設計や保全において考慮しな

おいて高低温水が合流する場合，高サイクル熱疲労

ければならない現象である．

が発生することがある．熱疲労によるき裂は T 字合日本機械学会では熱疲労に関する評価指針とし

流配管下流で度々発生している．例えば，1998 年て，2003 年に「配管の高サイクル熱疲労評価指針」

フランス Civaux 発電所でのき裂発生に伴う冷却水（4）を策定した．JSME 指針での配（以後 JSME 指針）＊ 1 本原稿は Mechanical Engineering Journal（2018）, Vol.5, No.3, Paper No.18-00044（1）に対し一部加筆・省略したものである．
＊ 2 （株）原子力安全システム研究所 技術システム研究所

64

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2管合流部評価フローは図１の通りで，実験データ

熱疲労のメカニズムを理解するために，これまでベースに基づき，高低温水合流による温度差の低減

様々な実験が行われてきている．実機プラントでの効果を考慮した温度ゆらぎ幅や熱応力評価式を用い温度条件（高温水 200℃以上，低温水 20 〜 40℃）でて熱疲労発生の可能性が判定される．JSME 指針で配管合流部下流の流体温度，壁面温度を測定した実は，４つの評価ステップのうちいずれかのステップ験が実施されている（5）〜（7）．日本原子力研究開発機を満足すれば評価終了となる．いずれのステップも構（Japan Atomic Energy Agency, JAEA） が 実

満足しなかった場合は，「詳細評価」というパスが施した WATLON 実験（8） では，透明なアクリル試

残されており，適切な方法により評価を実施するこ験体を用いているため主管と分岐管温度差は 15℃とが認められている．JSME 指針は実験データに基と低いが，合流部下流の流速分布と温度分布を計測

づき作成されており，広範囲の実験条件（入口流速することができている．そのため，WATLON 実験および主管と分岐管の管径比）をカバーしているが，を対象とした数値計算が多く実施されている（9）〜（12）．

全ての運転条件を詳細にカバーしているわけではな

著者らも WATLON 実験を対象とした数値計算をい．また，実際の現象が不明な部分は，JSME 指針

実施し（13）〜（18），前述の JSME 指針における「詳細評では保守的に評価するように設計されている．例え価」手法の開発を行ってきた．数値計算による「詳ば，配管内の熱応力振幅は流体温度変動に対して周細評価」が取り扱う範囲は，数値流体計算（CFD）

波数依存性を持つが，JSME 指針では周波数依存性

による局所流体の温度変動，流体から壁面への熱伝を考慮せず，
最大の熱応力振幅を計算している．
よっ

達，壁面内の熱伝導，そして構造解析による熱応力て，JSME 指針で保守的に考慮している周波数依存

分布算出までを想定している．よって，壁面内の温性などの事象を，実験および数値シミュレーション

度変動を数値計算で捉えるためには，流体と構造をによってより精緻に評価することが望ましく，保守連成させて計算を行う必要がある．また，数値計算性の低減も期待できる．

の妥当性を検討するには，壁面温度の実験データが必要となる．これまで，配管合流部下流における壁,，計測点数が面温度を計測した事例はあるが（5）（19）数点程度と壁面温度の妥当性を検討するには十分でなかった．
そ こ で， 著 者 ら の グ ル ー プ で は 実 験 ル ー プ（T-Cubic. Transient Temperature measurement
equipment at a T-junction pipe）を用いて（20）〜（24），
148 点の熱電対で壁面表面の温度変動分布を計測した．計測データは数値計算で算出した壁面温度の妥
当性検証用のデータとして使用可能である．また，実験で得られた壁面温度データをもとに構造解析を行い，熱応力分布の算出も可能である（24）．
本研究の最終的な目標は JSME 指針における熱疲
労評価を一部もしくは全部を置きえ可能な「詳細評価」手法の開発であるが，そのために本稿では，
T-Cubic の実験データとの比較を通して計算結果の妥当性検討を行う．特に，熱疲労評価で最も重要な点である壁面温度変動の再現精度について検討する．そして，流体から壁面への熱伝達による温度変Fig. 1 JSME 指針による配管合流部熱疲労評価フロー（4），
図中 ΔTin は合流前の流体温度差，ΔTcr は判定温度
差，ΔTf は合流後の温度ゆらぎ幅（両振幅），σalt は
熱応力振幅，σcr は平均応力の効果を考慮した疲労
限，Uf は疲れ累積係数である．

動の減衰特性についても検討を行う．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 265

2. 数値計算方法

流入速度を設定した．

2.1. 計算対象

2.2. 温度測定

数値計算は T-Cubic 実験ループ（22）〜（24） を対象と流体温度を測定するための熱電対ツリーを図４する．装置の模式図を図２に示す．実験装置は主にに示す．16 本のシース付き熱電対を並べて設置し，

高温水タンク，低温水タンク，混合水タンク，高温

主管中心軸に対して回転および平行移動して流体温水ポンプ，低温水ポンプから構成されている．流れ度分布が計測できるようになっている．また，主管場の乱れは試験体上流に設置された整流器で低減し内面の温度分布は図５に示すように配管に埋め込んた．T 字配管合流部の試験体形状を図３に示す．試だ熱電対（148 点）で計測した．計測に関する詳細

験体は SUS304 ステンレス鋼で作成している．主管
内径 Dm および分岐管内径 Db はそれぞれ 150 mm，は既報（23）に示した通りである．
Hot water A

50 mm である．試験体形状は JAEA の WATLON
実験（8）とほぼ同様である．
実験条件を表１に示す．詳細は既報（23）に示す通りである．流動様式は主管と分岐管の運動量比で決（8）定されるが ，合流部下流で最も壁面の温度変動が

Cold
water

z
0

大きくなる壁面噴流となるように，主管と分岐管の

50 mm

A’
(AíA’ view)

Cold water

Hot water

tank

tank

Thermocouple
Flowstraightener

T

Flow meter

Pump

Mixing
water
tank

ș

(Enlarged view)r

Diameter 0.25 mm

Diameter 1.0 mm

5 mm

Hot waterF

Cold water

Fig. 4 流体温度測定用の熱電対ツリー

F

Pump

Flow meterTFlowstraightener

Test section

Fig. 2 T-Cubic 実験装置

ばシースや埋め込み金属の影響を受けており，流体
温度もしくは管内面温度の変化に対して時間遅れがHot water生じる．よって，温度は多少誤差を持つことになるșCold
x waterz

Branch pipe innerdiameter
Db=50mmThickness 5.3mm

804mm

AíA’

y

図４，５の熱電対で計測した温度は，厳密に言え

A

804mm

Main pipe
Inner diameter
Dm=150mm
Thickness 7.6mm

1107mmので，誤差を補正するための伝達関数（振幅比，位相遅れ）を作成し，計測データの誤差を補正した．
伝達関数の作成は有限要素法による熱伝導解析を別途行い，温度変動周波数に応じた振幅比，位相遅れの式を作成した（23）．

A’

Fig. 3 T 字配管合流形状の試験体（SUS304 で作成）
Table. 1 実験条件
項目［単位］

主管

分岐管

備考
流動様式が壁面噴流となるよう設定

管断面平均速度［m/s］

1.0

0.65

温度［℃］

25.7

59.8

管内径［m］

0.15

0.05

Reynolds 数
1.7 × 105 7.1 × 104［‑］

2.3. 流速測定
流速測定は図６に示す専用の試験体を用いて温度測定とは別に行った（20）．レーザドップラ流速計（LDV，KANOMAX, Model 8739-S）を用い，試験
体はレーザ光を通すよう透明なアクリル製とした．
管の周囲は壁面でレーザ光の屈折が和らぐよう水
ジャケットで取り囲んでいる．トレーサ粒子には平均粒径 4.1 μm，密度 1020 kg/m3 のナイロン粒子を

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

66（a）内面から計測点までの深さ

Measurement point

600 mm

150 mm

25 mm

25 mm

z

60c
(=5cg 12)Branchpipe
25 mm㽢2=50 mm

25 mm㽢9=225 mm（b）温度測定点

Fig. 5 管内面温度測定用の熱電対の取付位置
Flow inlet

A

2Dm

615mm

Db=50mm

600mm

Db = 50 mm

Flow inlet

300mm

y

Pipe
321,120 cells

2Db

Dm=150mm

z

x

5Dm

900mm

Fig. 6 流速測定用アクリル試験体用いた．サンプル数は約３万である．流速の条件は

x

z
y

A

Fluid
247,444 cellsgDm = 150 mm

șFlow outlet

A-A view

Fig. 7 数値計算領域（流体および配管金属）

表１に示す通りであるが，流体温度は室温とした．

にずれが生じているが，入口流量で実験データと計

3. 数値計算方法

算結果を比較して両者が一致することを確認している．流入境界での速度変動 uʼrms も Vortex 法（25）で考慮している．uʼrms の定義は次の通りである．

数値計算領域を図７に示す．上流側長さは配管合N，2Db（分岐管），下流側長さ流部から 2Dm（主管）は 5Dm である．配管金属も計算領域に含めた流体構
造熱連成計算とし，流体からの熱伝達，配管内の熱伝導も計算している．
計算条件を表２に示す．主な計算条件は既往の
（14）
（18）
,

u ' rms = (u í u )
ave

i

i =1

N

2

（1）

ここで，ui は瞬時の速度，uave は時間平均速度，Nはサンプル数である．なお，T-Cubic 実験で測定しに従い決定した．流入境界条件はた速度変動 uʼrms の分布を流入境界で反映するため

T-Cubic 実験の測定値を適用している．図８に流入に，uʼrms の値から Vortex 法の中で指定可能な乱流
エネルギ k とエネルギ消散率 ε に換算して指定して研究結果境界における時間平均流速分布を示す．ここで，wは速度の z 方向成分であり，wave は時間平均値である．図では実験データ（白抜き丸）と計算値（実線）いる（1）．図９に流入境界における速度変動強度分布を示す．計算値（実線）が実験データ（白抜き丸）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

67

Table. 2 計算条件
ソフトウェアFLUENT 15.0
3991.0 kg/m （42.75℃） ブシネスク近似使用

密度
粘性係数
比熱

流体（水）

温度依存，温度の多項式で計算

熱伝導率
体膨張係数

3.99 x 10‑4 1/K（42.75℃）

密度7916.3 kg/m3（42.75℃）

比熱

温度多項式

構造（SUS304）

熱伝導率
乱流モデル

LES dynamic（Smagorinsky-Lilly）
主管入口

管断面平均値 Um = 1.0 m/s, Tm = 25.7 ℃

分岐管入口

管断面平均値 Ub = 0.65 m/s, Tb = 59.8 ℃

境界条件
流入境界

流速分布

測定結果を使用

速度変動

Vortex 法で乱流強度分布を指定

流出境界
管内面

運動量

粘着条件もしくは対数則 （壁面 y+ の値に応じて切替）エネルギ

フーリエの法則もしくは温度対数則（壁面 y+ の値に応じて切替）

管外面

断熱

時間刻み

0.0002 s

初期条件

標準 k‑ε 計算結果

統計量（時間平均および変動値）

10 〜 101 s の値で算出

流体

247,444 セル

構造

321,120 セル

壁面 y+

60 以下

時間

計算メッシュ

Velocity fluctuation intensity, main inlet

Time-averaged velocity, inlet

y / RmExp. T-Cubic
LES

0

0.5

wave / Um

-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1

Exp. T-Cubic
LES

y / Rm

-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1

圧力境界

1

1.5

0

0.1

0.2

0.3

w' r ms / Um

0.4

0.5

Fig. 8 流入境界における時間平均速度分布（Rm は主管半径，wave は時間平均速度の z 方向成分）

Fig. ９ 流入境界における速度変動強度分布wʼrms は速度変動強度の z方向成分）（Rm は主管半径，を多少過小評価する箇所もあるが，実験データに沿ら，壁関数を用いても，配管合流部下流の壁面近傍

うよう設定できており，速度変動強度を一定値で与の流体温度変動は妥当に再現できることが確認されえるよりは実験条件に近づけることができているもている．ただし，流体構造計算において，壁関数がのと考えられる．
なお，本計算では壁面境界条件として壁関数を使

壁面伝熱にどのような影響をおよぼすかは不明である．ちなみに，FLUENT では y+ の値（しきい値約用している．配管合流部のように，大きく乱れた流

10）に応じて粘着条件と壁関数の使用を切り替えてれ場で壁関数を使用することには議論の余地がある

いる．本計算では合流部上流で小さくても約５，合が，本研究では壁面近傍の計算メッシュ数を低減さ

流部下流で大きくても約 60 程度であった．

（ 9）
（16）
,

せるため壁関数を用いた．これまでの研究

か

計算メッシュを図 10 に示す．メッシュ数は流体

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

68

Grid size
about 4.5 mm

24 layersin pipe

5 mm

6 mm

(a) Cross section of main pipe(b) Near the junction

Pipe
0.1 mm
0.5 mmFluid(c) Near the pipe inner surface of main pipe
Fig. 10 計算格子部で約 25 万セル，配管構造部で約 32 万セルである．

描画している値は速度の絶対値の時間平均値で，主メッシュは管内面に沿うようにし，壁から第１層管の流入境界速度 Um で無次元化している．流れ場の厚さは流体側で 0.5 mm，構造側で 0.1 mm であの傾向は既往研究（18）とほぼ同じであり，合流部下る．なお，計算結果のメッシュ依存性を考慮して，流の分岐管側壁面近傍には速度がよどむ領域が現（18）

WATLON 実験を対象とした数値計算の計算メッシュを流用している．T-Cubic 実験は試験体形状，
実験条件ともに WATLON 実験と類似しており，流用可能と判断した．

4. 数値計算結果

れ，その領域を避けるように主管・分岐管の混合流が流れ，局所的に流速が増加している．
図 12 は時間平均速度分布（流れ方向成分 wave）を
実験データと計算結果で比較したものである．分布は合流部下流 z = 0.5Dm での鉛直 y 方向に沿ったも

以下で示す計算結果において，x，y，z 座標は水平方向，鉛直方向，流れ方向とした．座標原点は主管中心軸と分岐管中心軸の交差点とする．

4.1. 時間平均速度
時間平均速度分布の数値計算結果を図 11 に示す．

Fig. 11 時間平均速度分布の数値計算結果（描画断面は管中心軸を通る鉛直断面）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

Time-averaged velocity, 0.5Dm

Velocity fluctuation intensity, 0.5Dm

Exp. T-cubic
LES

-0.5

0

0.5

wave / Um

-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1

y / Rmy / Rm

-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1

69

1

1.5

Fig. 12 時間平均速度分布の実験データと数値計算結果の比較（z = 0.5Dm）

Exp. T-Cubic
LES
0

0.1

0.2

w' r ms / Um

0.3

0.4

0.5

Fig. 14 速度変動強度の実験データと数値計算結果の比較（z = 0.5Dm）のである．逆流が壁面近傍付近（y / Rm < ‑0.6, Rm= Dm/2）で現れており，管中央に近づくにつれ流

壁面近傍（ y/Rm = ‑1）の速度変動に関しては，十速が増加している．計算結果は逆流領域も含め，実いる．

験データを精度よく再現している．

4.2. 速度変動強度

分実験データに見合う予測精度を示せたと考えて

4.3. 流体温度分布
図 15 に管中心軸を通る鉛直断面における時間平均温度分布 Tave を示す．温度は主管温度 Tm，分岐管

図 13 に速度変動強度の計算結果を示す．描画している値は流れ方向速度変動強度 wʼrms を Um で無次（Tave ‑ Tm）/（Tb ‑ Tm）のように無次元
温度 Tb で，元化したものである．速度変動はよどみ領域付近，

表示している．分岐管から合流した高温水が主管の

特に主管流れと分岐管流れの境界で強くなってい

流れに押し流され分岐管側の壁面近傍に沿う，いわる．両者の境界で自由せん断層が形成されるためだと考えられる．図 14 は z = 0.5Dm における速度変動

ゆる壁面噴流の流動様式を形成している．高温水の強度 wʼrms を実験データと計算結果で比較したもの

水と混合していく様子がわかる．図 16 に合流部下
流 z = 0.5Dm の管断面における時間平均温度分布をである．計算結果は実験データの分布の傾向を定性的に再現しているが，ピーク値（ y/Rm = ‑0.5）で領域は下流に進むに従い温度が低下し，周囲の低温

13.8% の過小評価となった．また，
主流側（ y/Rm > 0）
でも実験データよりも計算値が小さくなった．
著者らは既報（26）にて流入境界条件が T 字合流部の流れ場に与える影響について検討しており，合流部下流の速度変動の再現には，流入境界で速度変動を考慮する必要があることを確認している．本計算でも図９に示すように流入境界で速度変動を考慮

Fig. 15 時間平均温度分布

しているので，図 14 の過小評価の原因は他に要因があると考えている．しかしいずれにせよ，合流部（a）実験データ
Fig. 13 速度変動強度の数値計算結果（b）計算結果（配管も含む）

Fig. 16 時間平均温度分布（描画断面は合流部から z = 0.5Dm 下流の管断面）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 270示す．図 16（a）は熱電対ツリーで計測した実験デー
タで，0°〜 60°を 5°ごとに計測し，208 点の計測値
をコンター表示している．分岐管からの高温水が壁面近傍に位置することが確認できるが，図 16（b）の数値計算結果でも同様な温度分布を再現することができている．
図 17 に，より定量的な実験データと計算結果のFig. 18 温度変動強度分布（描画断面は管中心軸を通る鉛直断面）比較を示した．温度分布は，鉛直 y 軸から 30°傾いた半径方向に沿ったもので，高低温水の境界付近を通る線分上である．計算結果は実験データを精度よく再現できている．
1
0.9
0.8
0.7
0.6

r/R

0.5
(Tave - Tm ) / (T b - Tm )0.4

Exp. T-cubic, z=0.17Dm
LES, z=0.17Dm
Exp. T-cubic, z=0.33Dm
LES, z=0.33Dm
Exp. T-cubic, z=0.5Dm
LES, z=0.5Dm

0.3
0.2
0.1
0
0

0.2

30 °

r

0.4
0.6
(T ave -T m )/(T b -T m ) [-]（a）実験データ

Fig. 19 温度変動強度分布（描画断面は合流部から z = 0.5Dm 下流の管断面）
1

0.8

0.9

1

0.8
0.7

Fig. 17 時間平均流体温度の実験データと数値計算結果の比較（z = 0.17Dm, 0.33Dm, 0.5Dm）

Trms
Tb í Tm（2）

Exp. T-cubic, z=0.17Dm
LES, z=0.17Dm
Exp. T-cubic, z=0.33Dm
LES, z=0.33Dm
Exp. T-cubic, z=0.5Dm
LES, z=0.5Dm

0.2
0.1
0

 (Ti í Tave )2
i =1

N

0.1

0.2

*
T rms
[-]

0.3

0.4

Fig. 20 流体の温度変動強度分布の実験データと数値計
算結果の比較（z = 0.17Dm, 0.33Dm, 0.5Dm）に，z = 0.5Dm の壁面近傍では 50% の過大評価となっN（3）

ここで，Ti は瞬時の温度，N はサンプル数である．
T

0.4

0

ある．

*
rms

0.5
0.3

温度の変動強度を図 18，図 19 に示す．ここで示*した温度変動強度 T rms は次式で無次元化した量でTrms =

0.6

r/R

4.4. 流体温度変動強度

*
Trms
=

（b）計算結果（配管も含む）

が大きくなる領域は速度変動強度（図 13）が大た．
この過大評価の理由は現在のところ不明であり，今後改善する必要がある．

4.5. 管内面における温度分布

きくなる領域と類似しており，主管・分岐管流れの壁面近傍における瞬時の温度分布を図 21 に示す．

境界付近である．このことは図19をみるとよりはっ

図は流体側から壁面を俯瞰した図である．図 21（a）が大きな領域は分岐管からの流れ

は管内面から 1 mm 離れた地点の流体温度分布，図を覆うように存在している．
*
図 20 は T rms の分布を実験データと計算結果で比21（b）は管内面上の温度分布である．図中の水平方較したものである．数値計算では実験データの分布

温水領域の混合・拡散する範囲がわかるように示し傾向を再現しているが全体的に過大評価であり，特た．高温水領域は合流部下流 1.0Dm 辺りまでは大体きりわかる．T*
rms

向の線は 30°ごとに引いたもので，分岐管からの高INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 271

0.17 Dm 0.5D m 0.83 Dm

ș

0.00

0.05

Trms * [-]（a）実験データ（Miyoshi et al., 2014b）（a）Fluid temperature（1 mm from the wall）．

（b）Temperature on the pipe inner surface.
Fig. 21 壁面近傍における瞬時の温度分布± 30°の範囲にあるが，徐々に範囲が広がり 3.0Dm（b）計算結果

付近では± 90°程度まで達している．図 21（a）の流

Fig. 22 管内面における温度変動強度の比較

体温度は図 21（b）の管内面温度に比べ強く変動して,（13）,
いる．同様な流体温度の変動は，既往の研究（8）（9）でも観察されており，変動の主な要因は馬蹄形の渦の周期的な揺動・放出によるもので，変動周波数もカルマン渦列の場合の St = 0.2 とほぼ同様であることがわかっている．ここで，St は変動周波数 f を無管内面上に伝わることがわかる．

4.6. 管内面温度の再現精度
図 22 に管内面温度変動強度分布を示す．図 22（a）

次元表示した Strouhal 数であり以下の式で与えら（b）は数値計算結果
は実験データ（22） であり，図 22

れる．

である．実験では分岐管出口から下流 1.0Dm までのθ = 20°〜 30°の範囲で大きな温度変動が現れた．数

St =

fDb
Um

（4）

値計算でも定性的な傾向は再現されているが，大きな変動が現れる領域は実験データに比べ狭くなった．より定量的な比較を図 23 に示す．図 23（a）は z

まり変動しておらず，時間平均値のように分布して（b）は温度変= 0.5Dm における時間平均温度，図 23いる．このことから，比較的高周波な流体温度変動

動強度で，水平軸は図７で定義した周方向角度であは壁面へ伝熱する際に減衰し，低周波な変動だけがる．時間平均温度は 0°で最も大きく，角度が大き

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Time-averaged wall temperature profile, z = 75 mm (0.5 Dm)

0.06

Exp. T-Cubic

Wall temperature fluctuation intensity profile, z = 75mm (0.5 Dm)

Exp. T-Cubic
LES

0.05

LES

0.04

Trms* [-](Tave-Tm) / (Tb-Tm)

一方，図 21（b）の管内面温度は流体温度と比べあ

0.03
0.02
0.01

-90

-60

-30

0
ș [deg]30（a）時間平均温度

60

90

0

-90

-60

-30

0

ș [deg]30（b）温度変動強度

Fig. 23 管内面の時間平均温度と温度変動強度（z = 0.5Dm）

60

90

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 272

くなるとともに温度が低下する．数値計算結果は

よって，著者らは本計算結果を用いて応力解析を実分布の傾向を再現しているが，0°での最大値を 18%施し，応力分布の再現精度を実験データ

過小評価した．図 23（b）の温度変動強度についても，する予定である．

数値計算は約 30°にあるピーク値の出現を捉え，分布の傾向を再現できているが，0°での値を２倍程度，
30°での値を 20% 過大評価した．

（24）

5. 結

と比較

論

以上のように，数値計算は熱流動場をある程度再T 字合流配管における熱疲労研究の一環として，

現できているが，定量的には実験データとの間に差

T-Cubic 実験を対象とした数値計算を実施した．数が生じている．管内面での温度変動強度は，熱応力値計算では配管金属まで計算領域に含めて流体構造の変動に直接結びつくため，熱疲労評価において重熱連成計算を行い，管内面温度変動の再現精度を検要な物理量である．管内面の温度変動強度の過大評討した．

価は，流体の温度変動強度の過大評価と関連する流体領域では，時間平均速度分布と時間平均温度と考えられる．図 20 では，z = 0.5Dm における壁面分布を精度よく再現できた．速度変動強度に関して近傍の流体温度変動は 50% 程度過大評価であった．

は，壁面から離れた箇所では過小評価の傾向はあっ

一方，z = 0.5Dm における管内面での温度変動強度

たが，壁面近傍ではピーク値を含め実験データの傾（ピーク値）は 20% の過大評価となる．流体に比べ向を再現できた．温度変動強度は分布の傾向は再現

壁面上では温度変動の過大評価の割合が低減していしたが，全体的に過大評価となった．

るが，壁面境界条件として壁関数を使用したことが管内面においては，時間平均温度と温度変動強度

原因の１つとして考えられる．そもそも，壁関数の使用は流れ場が完全に発達していること想定していをある程度の精度で再現することができた．
ただし，合流部下流 z = 0.5Dm で温度変動強度のピーク値をるが，T 字配管下流は混合やはく離の影響で壁面近20% 過大評価し，また，温度変動強度が大きくなる

傍が乱され，速度境界層，温度境界層も乱されてい領域は実験データに比べ狭くなった．定量的な再現ると想定される．よって，壁面近傍の温度勾配は実性に課題は残るが，管内面の温度の定性的な傾向は

際には局所的に急峻となり，壁面熱流束も増加する

数値計算により再現できることが確認できた．これものと考えられる．しかし，壁関数ではそのようなにより，熱疲労発生過程の一部である流体温度変動

局所的な温度勾配の増加が表現できないため，壁面から管内面の温度変動までの一連の流れを，数値計

熱流束を過小評価し，壁内面での温度変動も小さく算を用いて評価できる見通しを得ることができた．

なるものと考えられる．
以上，壁内面における温度変動強度の計算結果には，流体温度変動の過大評価と壁関数適用による壁

6. 参考文献

面熱流束の過小評価が影響すると考えられる．今後（1） Utanohara, Y., Miyoshi, K. and Nakamura,の課題としては，流体温度変動の予測精度向上と，

A., Conjugate numerical simulation of wall

壁内面における壁関数の適用性について検討の必要

temperature ﬂuctuation at a T-junction pipe,がある．

Mechanical Engineering Journal, Vol.5, No.3

これまで，壁内面における温度分布の再現性は，（2018）, Paper No.18-00044.

実験データが存在しないため確認できなかった．し（2） C ha pul i o t, S., G o ur di n, C ., Pa ye n, T.,かし，T-Cubic 実験により管内面の温度データが取Magnaud, J.P. and Monavon, A., Hydro-

得されたため，本研究において数値計算の再現精度

thermal-mechanical analysis of thermalを確認することができた．定量的な再現精度にはまfatigue in a mixing tee, Nuclear Engineering

だ課題が残るが，管内面の温度の定性的な傾向は数and Design, Vol. 235, Issue 5（2005）, pp.

値計算により再現できていることが確認できた．こ575‑596.

れにより，流体の挙動から配管内の温度変動まで，（3） McDevitt, M., Hoehn, M., Childress, T. and

数値計算を用いた熱疲労評価方法開発の見通しを得

McGill, R., Analysis and impact of recent

ることができた．管内面の温度分布は有限要素法にU.S. thermal fatigue operating experience,

よる熱応力解析の入力条件として使用可能である．

Fourth International Conference on Fatigue

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 273

of Nuclear Reactor Components（2015）, No.

thermal fatigue evaluation, Proceedings of27.

the ASME 2012 Pressure Vessels & Piping（4） 日本機械学会，配管の高サイクル熱疲労に関する評価指針 , JSME S 017，
（2003）．

Division Conference（ASME-PVP）（2012）,
Paper No. PVP2012-78159.

（5） Braillard, O., Quemere, P. and Lorch, V.,（12） Qian, S., Kanamaru, S. and Kasahara, N.,

Thermal fatigue in mixing tees impacted by

High-accuracy CFD prediction methods forturbulent ﬂows at large gap of temperature:

ﬂuid and structure temperature ﬂuctuations

the FATHER experiment and the numericalat T-Junction for thermal fatigue evaluation,

simulation, Proceedings of the 15th

Nuclear. Engineering and Design, Vol. 288

International Conference on Nuclear
Engineering（ICONE 15）（2007）, Paper
No. ICONE15-10805.

（2015）, pp. 98‑109.
（13） Nakamura, A., Oumaya, T. and Takenaka,N., Numerical investigation of thermal（6） Kuschewski, M., Kulenovic, R., Laurien, E.,

striping at a mixing tee using detached

Experimental setup for the investigation ofeddy simulation, Proceeding of the 13th

fluid-structure interactions in a T-junction,

International Topical Meeting on Nuclear

Nuclear Engineering and Design, Vol. 264

Reactor Thermal Hydraulics（NURETH-13）（2013）, pp. 223‑230.

（2009）, Paper No. N13P1074.

（7） Z h o u , M . , K u l e n o v i c , R . , L a u r i e n , E . ,（14） Nakamura, A., Ikeda, H., Qian, S., Tanaka, M.

Kammerer, M. C., Schuler, X., Thermocouple

and Kasahara, N., Benchmark simulation of

measurements to investigate the thermal

temperature fluctuation using CFD for thefatigue of a cyclic thermal mixing processevaluation of the thermal load in a T-junction

near a dissimilar weld seam, Nuclear

pipe, Proceeding of the Seventh Korea-Japan

Engineering and Design, Vol. 320（2017）,

Symposium on Nuclear Thermal Hydraulics

pp. 77‑87.

and Safety（NTHAS-7）（2010）, Paper No.

（8） Kamide, H., Igarashi, M., Kawashima, S.,

N7P-0011.

Kimura N. and Hayashi, K. Study on mixing（15） Nakamura, A., Utanohara, Y., Miyoshi, K.

behavior in a tee piping and numericaland Kasahara, N., Simulation of thermal

analyses for evaluation of thermal striping,

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Journal, Vol. 2, No. 5（2015）, p. 15-00134.

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High-accuracy analysis methods of fluidby a ﬂuid-structural simulation, Proceeding

temperature fluctuations at T-junctions forof the ASME 2011 Pressure Vessels &INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 2

74

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その３ : 上流境界条件が温度変動におよぼす（18） Utanohara, Y., Nakamura, A., Miyoshi, K.
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影 響 −，INSS JOURNAL（2015）, Vol. 22,
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INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 375

オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属のミクロ組織への熱時効と照射の影響
Inﬂuence of long-term thermal aging and irradiation on microstructure ofaustenitic stainless steel welds
藤井克彦（Katsuhiko Fujii）＊1

福谷耕司（Koji Fukuya）＊1

要約
オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属への熱時効と照射の影響を明らかにすることを目的に，長期熱時効させた 316L および 308L 溶接金属をイオン照射して硬さの変化とミクロ組織の変化を調べた．その結果，熱時効により増加したフェライト相の硬さは照射により減少することを確認するとともに，その原因は熱時効によるスピノーダル分解，すなわち Cr 濃度の局所的な変化が減少することであることが分かった．イオン照射のように速い損傷速度条件下では照射がスピノーダル分解への熱時効影響を加速しないことが確認された．一方，照射は熱時効により形成した溶質原子クラスタを成長させる傾向が見られたが，未時効材でも同様なクラスタ形成が認められ，クラスタ形成に対する熱時効と照射の重畳影響は小さいことが示唆された．また，Moはスピノーダル分解を抑制する効果があるのに対して，クラスタ形成を促進する効果があることが分かった．
キーワード

オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属，脆化，熱時効，イオン照射，
スピノーダル分解，G 相析出，アトムプローブ

Abstract
Austenitic stainless steel weld specimens embrittled by long-term temperatureaccelerated thermal aging were irradiated with 6.4 MeV iron ions at 300℃ to study eﬀects
of irradiation on the steels. The microstructural change was examined by an atom probe
tomography observation and the hardness change was measured with an ultra-micro hardness
tester. The hardening of the ferrite phase by thermal aging was found to reduce with irradiation.
The spinodal decomposition of the ferrite phase into an iron-enriched α phase and a chromiumenriched αʼ phase and G-phase precipitation occurred after the long-term thermal aging. The
modulation of the chromium density was found to reduce with irradiation. Ni/Si enrichedclusters related to G phase precipitates were also observed in ferrite phases of thermal-aged andirradiated specimens. Formation of these clusters was enhanced by irradiation. The eﬀects of
Mo on the microstructure of ferrite phases were reducing spinodal decomposition and enhancing
cluster formation under thermal aging and irradiation.
Keywords

austenitic stainless steel weld, embrittlement, thermal aging, ion irradiation,spinodal decomposition, G-phase precipitation, atom probe tomography

1. はじめにある．また，機械的特性の変化として耐力や引張強さ，硬さの増加を伴う．このため，非常に多くの研

加圧水型原子炉（PWR）の１次系主冷却材配管究が行われ，PWR 温度条件（350℃以下）では熱時等で使用されている鋳造オーステナイトステンレス

効脆化を起す主なミクロ組織変化は，フェライト相鋼（フェライト相とオーステナイト相からなる２相ステンレス鋼．以下，鋳造ステンレス鋼と呼ぶ．
）に生じるスピノーダル分解（クロム（Cr）が濃化した αʼ 相と鉄（Fe）が濃化した α 相への相分離）との熱時効脆化は重要な劣化事象の一つである（1）．熱析出相（ニッケル（Ni）リッチなケイ（Si）化物である

時効脆化は，時間と温度に依存したミクロ組織変化

（Mn）
，
モリブデン
（Mo）
）
G相
（M6Ni16Si7, M= マンガンにより生じる延性の低下や靭性と衝撃特性の劣化でなど）の形成であることが認められており，析出相＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 376の形成は材料組成に依存することが知られている（2）とで脆化を低減する可能性が考えられることを提案

〜
（4）

した．

．

PWR 構造物材料のうちフェライト相とオーステ

また，PWR 実機環境で長時間熱時効と照射されナイト相の２相組織からなるステンレス鋼は，鋳造たステンレス鋼溶接金属のフェライト相におけるステンレス鋼以外にも，その溶接部とオーステナ

ミクロ組織変化を調べることを目的に，PWR で類

イト系ステンレス鋼（以下，ステンレス鋼と呼ぶ．
）

似の熱時効条件下にて使用されたステンレス鋼溶の溶接部がある．ステンレス鋼の溶接部は，鋳造ス

接金属のうち中性子照射を受けた材料（304 系溶接

テンレス鋼と同様に熱時効により経年変化を起こ金属）と受けない材料（316 系溶接金属）についてす．例えば，延性脆性遷移温度の上昇やフェライト

フェライト相のアトムプローブ（APT）測定結果

相のスピノーダル分解と G 相の析出が報告されていが報告している（10）．スピノーダル分解と G 相もし,．ただし，鋳造ステンレス鋼中のフェライる（5）（6）トの体積率が 10 〜 25% であるのに対して，ステン

くはその前駆体の析出物の形成を共通して確認した（E >が，調べた低中性子束条件（1 ╳ 1013 n/cm2･s

レス鋼の溶接部は５〜 15% とフェライト相の含有

0.1 MeV））では，照射による Cr 濃度変化の促進は量が少ないため，軽水炉で想定される温度条件下で認められず，析出物の成長が認められた．ただし，はステンレス鋼の溶接部における熱時効脆化の影響比較した材料で Mo 濃度が異なっており，Mo の影は小さいと考えられている．

響も含めて照射の影響についてはさらにデータを拡

一方，中性子照射により引き起こされる脆化現象

充して検討する必要があることが分かった．

17

そこで本研究では，長時間熱時効と照射されたス

n/cm （E > 1 MeV）程度の低照射量から生じる場

テンレス溶接金属のフェライト相におけるミクロ組合がある．鋳造ステンレス鋼は軽水炉炉心の高中性

織変化に関する理解を深めることを目的に，イオン子束の領域では使用されていないが，炉心の周辺部照射試験を実施した．400℃で熱時効した 316L およ

では下部炉心支持構造物等に使用されている場合がび 308L 溶接金属を対象として，軽水炉温度条件をあり，1020 n/cm2（E > 1 MeV）オーダーの中性子念頭にして 300℃で照射を行い，熱時効組織の照射照射を受ける．このため，米国では，運転ライセンによる変化を APT で測定し，熱時効により生じた

ス更新に際して熱時効に伴う破壊靱性値の低下に照

ミクロ組織変化がイオン照射によりどのように変化

射効果を加味する必要があるかどうかの検討が原子するかを調べるとともに，硬さの変化との関係を調（7）

力規制委員会（NRC）を中心に進められつつある ．

べた．また，316L および 308L 溶接金属を比較する

これに対して，オーステナイト鋼の溶接部は数 dpa

ことで Mo の影響を検討した．

として照射脆化があり，原子炉容器鋼のように 102の高照射量の中性子に曝される炉心槽に存在しており，現在は破壊靱性の低下が問題とはなっていないが，照射の影響を把握しておくことは重要である．
このため，米国電力研究所（EPRI）を中心に加速熱時効した鋳造ステンレス鋼を高速実験炉 BOR-60
で中性子照射して照射効果を調べる研究が進められ
（8）

ている ．

2. 実験方法
2.1 供試材
400℃で 100 時間，1,000 時間，10,000 時間それぞれ時効した 316L および 308L 溶接金属とその未時効

そこで，著者らは２相ステンレス鋼の照射効果を材を供試材として用いた．以下，それぞれ 100h 時

明らかにすることを目的に研究を進めてきた．長期

効材，1kh 時効材，10kh 時効材，未時効材と呼ぶ．

熱時効させた鋳造ステンレス鋼をイオン照射して硬表１に化学組成を示すとともに，図１に 308L 溶接

さの変化とミクロ組織の変化を調べ，照射効果によ金属を例として未時効材の代表的な金相組織を示し

りフェライト相の時効硬化が小さくなることを確認するとともに，その原因としてスピノーダル分解

た．フェライト相の含有量は12〜15% である．フェライト相はオーステナイト下地に幅数 μm で樹枝による Cr 濃度の変調が小さくなることを報告して状に分散しており，連続的に存在していた．また，（9）いる ．また，イオン照射のように高い損傷速度条

316L 溶接金属も同様な組織であり，フェライト相件下では，照射は脆化の促進因子ではなく，熱時効の含有量は約 15% である．なお，400℃の時効によのみの場合に比べてスピノーダル分離を抑制するこる金相組織の変化はともに認められていない．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

表１

77308L および 316L 溶接金属の化学組成（wt%）

C

Si

Mn

P

S

Ni

308L

0.032

0.35

1.45

0.024

0.002

9.79

316L

0.024

0.42

1.56

0.025

0.002

12.11

Cr

Mo

Fe

19.53

‑

Bal.

19.26

2.20

Bal.

温度 50K，パルス比 0.15 とした．
APT 測定で収集したデータは，質量／電荷比ごとに元素の種類を決定し，Fe，Cu，Ni，Fe/Ni-58，
Mn，Si などの３次元像形成処理（測定したデータからアトムマップを再構成するコンピュータ処理）を行った．なお，３次元像形成処理においては，アトムマップの z 方向長さを最適化するために，電圧
パルスモードでは Evaporation Field = 33.0 V/nmと Image Compression Factor = 1.1を用いた．
また，
Fe と Ni の化学組成の割合から質量 58 の原子の多くが Ni と考えられることから，以下の評価では質量
図１

溶接金属のミクロ組織の例（308L 溶接金属）

2.2 イオン照射

58 の原子は Ni として取り扱った．

3. 結果

京都大学イオン照射設備 DuET でイオン照射試
3+験を実施した．照射には，6.4 MeV の Fe イオンを用いた．照射温度は 300℃であり，深さ 600 nm で‑5，照射の照射量 0.2 dpa（損傷速度 3.3 × 10 dpa/s）‑4，照射量 5 dpa
量 1 dpa（損傷速度 1.0 × 10 dpa/s）‑4（損傷速度 3.3 × 10 dpa/s）の照射を行った．なお，（11）

3.1 硬さ測定
図２には，時効材のフェライト相とオーステナイ
ト相のナノインデンテーション硬さの測定結果を時
効時間に対して示した．時効時間０のデータは未時
効材のものである．また，図３には，時効照射材の損傷量の計算には SRIM2006 を用い ，はじき出
しエネルギーを Ed = 40 eV として行った．なお，

フェライト相とオーステナイト相のナノインデン注入された Fe イオンの 600 nm 深さ位置での量は最た．熱時効により 316L および 308L 溶接金属のフェ大 0.005 at% であり，無視できる量であった．なお，ライト相はともに著しく硬さが増加して 1000 時間

時効材と未時効材に対してイオン照射した試料をそ以上で飽和する傾向を示すのに対して，オーステナ

れぞれ時効 0.2dpa 照射材，時効 1dpa 照射材，時効

イト相では明確な硬さの変化は認められない．ま5dpa 照射材，未時効 0.2dpa 照射材，未時効 1dpa 照

た，308L 溶接金属に比べて 316L 溶接金属の方が，射材，未時効 5dpa 照射材と呼ぶ．

短い時効時間から硬化するとともに硬化の飽和値は2.2

APT 測定テーション硬さの測定結果を照射量に対して示し大きい傾向がある．照射の効果についてみると，未時効材および硬さの増加量が 500 MPa 程度の時効材のフェライト相ではイオン照射により硬さが増加

集束イオンビーム加工装置を用いてフェライト相した．一方，硬化量の大きな時効材では硬さが一旦とオーステナイト相を含む試験片を採取し，APT減少する傾向を示し，0.2 dpa の照射で硬さが 1000

測定用の針状の試料を作製した．針状の試料は軸がMPa 以上減少し熱時効による硬化が大きく回復す

イオン照射面に平行で，深さ 600 nm になるようにるが，照射量が増加すると硬さの回復量は小さくな作製した．これにより，APT 測定された領域はほり，5 dpa の照射では照射前以上の硬さまで増加しぼ一定の照射量と見なすことができる．

た．ただし，硬さの回復量の変化は熱時効条件に依APT 測定には，CAMECA 社製の LEAP3000XHR

存する傾向が認められた．すなわち，熱時効時間がを用いた．測定には電圧パルスモードを用い，試料

短い試料ほど硬さの回復量の減少が低い照射量から

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

78

（1）

（2）

図２

溶接金属の熱時効による硬さの変化．（1）硬さ，（2）硬さの増加量（1）

フェライト相（3）フェライト相

図３

（2）

（4）

オーステナイト相

オーステナイト相

溶接金属の照射による硬さの変化．（1）フェライト相の硬さ，（2）オーステナイト相の硬さ，（3）フェライト相の硬さの変化，（4）オーステナイト相の硬さの変化始まる傾向があった．
これは，
熱時効によるスピノー

び硬化してゆくことを示唆する．なお，316L およ

ダル分解や析出相や溶質原子クラスタの形成といっび 308L 溶接金属の違いは明確ではない．

たミクロ組織変化が，イオン照射により一旦何らか

これに対してオーステナイト相では時効によらずの回復を示すが，もとの熱時効ミクロ組織変化の程照射により硬さは増加する傾向を示した．照射硬化度と照射量の増加によりミクロ組織変化が進み，再量は 316L 溶接金属に比べて 308L 溶接金属の方が大INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 379

きい傾向が認められた．得られた硬さに対する熱時

アトムマップの例を示した．316L および 308L 溶接

効と照射の影響は，鋳造ステンレス鋼（フェライト

金属の 10kh 時効未照射材のものと未時効 1dpa 照射

量 25 %）を熱時効してイオン照射した研究により材のものである．各アトムマップの大きさはスケー得られている結果（9）と類似していた．

ルを統一しており，クラスタのサイズ等を直接比較

3.2

することができる．Fe，Cr，Mn，Ni，Mo，Si，P

APT 測定について原子マップを示した．測定されたアトム
マップについて化学組成を計算した結果，全ての308L 溶接金属，316L 溶接金属ともに未時効未照試料で Cr 濃度は 25 wt% 以上であり，フェライト相

射材のフェライト相では各元素の分布は均一であが測定されていると判断された．熱時効した 316L

り，溶接時の熱影響による Cr 濃度の揺らぎや G 相および 308L 溶接金属では Cr のアトムマップに明確

析出物等の形成は認められなかった．未時効未照射

な揺らぎが観察され，400℃での熱時効によりスピ材以外では Ni，Si，Mn，Mo，P が集積した微小なノーダル分解が生じていることが確認された．
また，

クラスタが高密度に観察された．また，一部の試料

Ni，Si，Mn，P が集積した微小なクラスタが高密に Cr 濃度の揺らぎが観察され，スピノーダル分解

度に観察された．なお，316L 溶接金属ではクラス

による Cr が濃化した αʼ 相の形成が示唆された．

タに Mo が含まれ，308L 溶接金属に比べてクラスタ

図４に，熱時効および照射されたフェライト相の

図４の数密度が大きい傾向がある．この結果は，308L

溶接金属のフェライト相の原子マップの例

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 380

溶接金属に比べて 316L 溶接金属の方が熱時効に伴う硬化量が大きい傾向と一致する．

図５と６には，316L および 308L 溶接金属のフェライト相で測定された原子マップの一部を切り出

未時効材に対して照射を行った試料では Cr のア

し，Cr のアトムマップと Ni，Si，Mn のアトムマッ

トムマップに明確な揺らぎは観察されず，300℃のプを比較してそれぞれ示した．Cr の局所的な濃度

イオン照射ではスピノーダル分解を生じがたいこと変化と Ni-Si-Mn クラスタの形成に熱時効と照射のが分かった．ただし，Ni，Si，P が集積した微小な影響が認められる．Cr の局所的な濃度変化についクラスタが高密度に観察され，これらが硬化の要因ては，308L 溶接金属と 316L 溶接金属で非常に類似であることが示唆される．なお，照射により形成すした変化を示した．熱時効時間の増加に伴い相分離

るクラスタには Mn の集積は認められず，熱時効とが進行するが，照射により相分離が緩和される傾向

照射でクラスタの形成機構に違いがあることが示唆が認められる．Ni-Si-Mn クラスタの形成についてされる．

は，316L 溶接金属の方が 308L 溶接金属と比べて短（1）Cr のアトムマップ（2）Mn, Ni, Si のアトムマップ
図５316L 溶接金属のフェライト相の原子マップの比較（ボックスサイズ：40 × 20 × 5nm）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

81（1）Cr のアトムマップ（2）Mn, Ni, Si のアトムマップ
図６308L 溶接金属のフェライト相の原子マップの比較（ボックスサイズ：40 × 20 × 5nm）

い熱時効時間でクラスタを形成する傾向があり，照表２

射による変化も大きい傾向が認められた．
表２に APT で測定された元素比から求めたフェライト相の平均組成を 316L および 308L 溶接金属について示した．308L 溶接金属の Mo 濃度が 0.4 wt%

APT データから算出した 308L および 316L 溶接
金属のフェライト相の平均組成（wt%）
Si

Mn

Ni

Cr

Mo

Fe

308L

0.4

1.1

4.5

27.2

0.4

Bal.

316L

0.8

1.3

5.8

25.3

4.3

Bal.

であるのに対して 316L 溶接金属は 4.3 wt% であり，によるミクロ組成変化と熱時効による変化は認めら大きな違いが認められる．ただし，Ni や Cr 等の他れなかった．この結果は，硬さが熱時効により変化の元素の濃度の違いは小さい．

しなかった結果と一致する．図７に熱時効後にイオ

オーステナイト相については，308L 溶接金属，ン照射した試料の例として 316L 溶接金属の 1kh 時

316L 溶接金属ともに未時効未照射材と時効未照射

効 5dpa 照射材の Si のアトムマップを示した．直径

材では各元素の分布は均一であり，溶接時の熱影響

が10 nm 以下の Si クラスタが観察されるともにルー

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 382

ム分布とは異なる値となることによる．これに対して，第一近接分布解析法による Cr 原子の ”Short
Range Ordering”（Cr 原子が短い周期で配列するよ
うになること）の解析では，その影響を含みにくい．
10nm
図７316L 溶接金属 1kh 時効 5dpa 照射材のオーステナイ
ト相の Si のアトムマップ

そこで本研究では，Cr 原子について第一近接間距
離計算して頻度分布を求め，ランダム配置を仮定した分布と比較してスピノーダル分解の程度を評価した．なお，クラスタの影響を除くため，解析はクラプ状の Si の集積が幾つも観察される．このような Si

スタ部分を除いた領域に対して行った．

の分布は，中性子照射された 316 ステンレス鋼でも

図８（1）と（3）には，顕著な Cr の局所的な濃度変観察されている（13）．ステンレス鋼の照射によるミ化が認められた 308L 溶接金属と 316L 溶接金属のクロ組織変化はフランクループやブラックドット，

10kh 時効材のフェライト相について Cr-Cr の第一キャビティ，γʼ 析出物の形成によることが知られて近接間距離の頻度分布を解析した結果を，ランダムおり，これらの評価には透過型電子顕微鏡による評配置を仮定した分布とともに示した．”Short Range

価が必要である．また，オーステナイト相には熱時Ordering” が生じるほど Cr-Cr の第一近接間距離が効の影響が確認されなかったことから，以下，フェ小さくなるため，分布は小さな値の方にシフトする．

ライト相の変化に絞って議論する．

308L 溶接金属と 316L 溶接金属ともに明確なピークのシフトが認められる．図８
（2）
と
（4）
には，第一近4. 考察

接間距離の頻度分布の解析結果とランダム配置を仮4.1 フェライト相のスピノーダル組織

はこの差の積分値で 1NN パラメータの値が定義さ定した分布との差を示した．第一近接分布解析法でれる．

スピノーダル分解の定量的な評価は Cr の局所的

図９には，1NN パラメータの時効時間に対するな濃度変化を定量的に表すパラメータを用いて行われる．Fe-Cr 合金のような２元系では Cr リッチな αʼ

変化を示した．1NN パラメータは 308L 溶接金属と相と Fe リッチな α 相への相分離のみしか生じない

飽和傾向を示した．また，316L 溶接金属に比べてため，Cr の局所的な濃度変化を周期と振幅で比較

308L 溶接金属の方がわずかに大きい傾向が確認さすることが可能である．しかし，溶接金属の場合にれた．

316L 溶接金属ともに時効時間の増加に伴い増加し，は，図５と６に示したように Cr の局所的な濃度変図 10 には，1NN パラメータの照射に伴う変化を化と Ni-Si-Mn クラスタの形成が同時に生じる．ク

示した．308L 溶接金属と 316L 溶接金属ともに未時

ラスタが Cr を含まない場合にはクラスタに対応し効材ではほとんど 1NN パラメータは変化しないのた Cr 濃度が低い領域が観察されるが，これはスピに対して，時効材では照射により減少した．最もノーダル分解とは関係しない．このように，Cr 原

顕著なスピノーダル分解が生じていた 10kh 時効材

子分布の解析においては，クラスタが影響する場合については，308L 溶接金属に比べて 316L 溶接金属があることを考慮する必要があり，このような場合の方が照射に伴う変化が大きい傾向が顕著に確認には Cr の濃度変化を周期と振幅で評価することはされ，Mo が照射下でのスピノーダル分解を低減す難しい．

る可能性を示唆する．また，5 dpa 照射された 316L
（14）

と第一

溶接金属では 1NN パラメータは熱時効条件によらと呼ばれる方法も用いられるが，ず未時効材程度の小さい値まで回復した．これらの微細なクラスタを高密度に含む場合，V パラメータ

結果は，今回の照射条件においては照射によりスピ

法では V パラメータの変化にその影響を含む可能

ノーダル分解が回復するとともに，照射後のスピ性がある．これは，V パラメータ法では測定された

ノーダル分解の程度が照射のみによって決定されて全原子を例えば 100 個ずつのブロックに分けてそのいる可能性を示唆する．

Cr 原子分布解析には，V パラメータ法（15）

近接分布解析法

中の Cr 濃度を解析して Cr 濃度の頻度分布を求める

熱時効した 308L 溶接金属に対して研究炉で中性ため，クラスタが含まれる場合には見かけ上ランダ

子照射を行い，スピノーダル分解と溶質原子クラス

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

（1）

（2）

（3）

（4）

83

図８ （1）（2）316L,
溶接金属と（3）（4）308L,
溶接金属の 10kh 時効材のフェライト相の Cr-Cr の第一近接間距離の頻度分
布およびランダム分布との差

図９

溶接金属のフェライト相の Cr 原子 1NN パラメー
タと時効時間との関係

図 10

溶接金属のフェライト相の Cr 原子 1NN パラメー
タの照射による変化

きいがスピノーダル分解に対する影響は非常に小さタの変化を APT で調べた結果が Li らにより最近報（16）

くわずかに進行したと報告している．本研究のイオ．400℃で 2222 時間時効した材料をン照射条件では 300℃で 5 dpa 照射で約４時間であHalden 炉にて 315℃で 0.08 dpa 照射（照射時間は約る．未時効材を照射した場合にはクラスタについて

4400 時間）した場合，クラスタに対する影響は大は明確に形成し，照射量の増加に伴い成長するとと告されているINSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 384

もに密度が増加したが，スピノーダル分解について

フェライト相の組成は Mo を除きほぼ等しいのに対はその指標の 1NN パラメータがわずかに増加する

して，Pareige らの研究では材料の Ni 濃度が異なっのみで Cr 原子マップには認められるような変化はており，Mo 以外の影響を含む可能性が考えられる．

生じなかった．これらの結果は照射により導入される照射欠陥はスピノーダル分解よりむしろクラスタの形成・成長に対して影響することを示唆する．た4.2 フェライト相の溶質原子クラスタ

だし，照射条件が限定されており，照射量依存性等

溶質原子のクラスタリングを定量的に検討するたの照射条件の影響は不明であり，さらに今後も検討

め，再帰的探索アルゴリズムに基づくクラスタ解析が必要である．

を行った．本解析の手順は，（1）クラスタを構成す

材料の化学組成のスピノーダル分解に対する影るコア原子を定義し，設定した距離（以下，コア原

響のうち Mo の影響について，350℃の熱時効にお子連鎖距離と呼ぶ．
）以内にあるコア原子の連鎖か

いて Mo フリーの２相ステンレス鋼でスピノーダル

らクラスタのコアを抽出する，（2）クラスタを構分解の程度が小さいことが Pareige らにより報告さ成するコア原子から設定した距離（以下，周辺原子（17）．溶接金属を 400℃で熱時効した本研究

抽出距離と呼ぶ．
）以内にあるその他の原子（以下，の結果では，316L 溶接金属に比べて 308L 溶接金属

周辺原子と呼ぶ．
）を抽出する，（3）周辺原子のうの方がわずかに大きい傾向が確認され，Pareige らち設定した条件（一定の距離内にあるコア原子の数）により報告されている Mo 影響とは逆の傾向であっに満たないものを取り除く．設定が必要なコア原子

た．本研究で測定した 316L および 308L 溶接金属の連鎖距離，周辺原子抽出距離，周辺原子の一部の除

れている

図 11

316L 溶接金属のフェライト相に形成したクラスタの直径分布の比較

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

去条件の各パラメータについては，先のステンレ（10）

ス鋼溶接金属を対象にした研究で使用したパラメータを参考にして，クラスタが適切に抽出できる

85

状態で存在しており，照射により一部のクラスタが分解する過程とクラスタが成長する過程が支配的となったためと考えられる．

値を設定した．ここでは，コア原子を Ni，Si，Mn

図 13 には，316L および 308L 溶接金属のフェライとし，コア原子連鎖距離と周辺原子抽出距離は 0.5

ト相で抽出されたクラスタの平均直径と数密度，体nm とし，周辺原子の一部の除去条件については 0.5

積率の時効時間と照射による変化を示した．316L

nm 以内に２個以下しかコア原子を含まない場合と溶接金属と 308L 溶接金属ともに時効時間の増加にした．また，クラスタとして扱うコア原子の最小数

伴いクラスタの平均直径は増加する傾向があるが，は 50 個とした．なお，クラスタの大きさはギニエ

1000 時間以上の時効ではその変化は小さい．クラ半径で定義した．

スタの数密度についても時効時間に伴い増加する傾

図 11 と 12 には，316L および 308L 溶接金属のフェ向が認められるが，308L 溶接金属の方が 316L 溶接

ライト相で抽出されたクラスタのサイズ分布を示し金属に比べて数密度は一桁程度低い．Mo の G 相形

た．未時効材では照射によりクラスタが形成し，照成に対する影響については，350℃の熱時効におい射量の増加に伴い成長した．時効材では照射前からて Mo フリーの２相ステンレス鋼で G 相の形成が少クラスタが形成しており，照射により幾分成長する

ないことが Danoix ら

傾向が認められた．長時間の時効材については，ク

告されており，本研究結果と一致した．

（14）と Pareige ら（17） により報ラスタのサイズ分布に系統的な変化は認められな

また，クラスタの平均直径と数密度から算出した

い．これは照射前にすでにクラスタがほぼ飽和したクラスタの体積率は時効時間に伴って増加するとと

図 12308L 溶接金属のフェライト相に形成したクラスタの直径分布の比較

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

86

図 13

溶接金属のフェライト相のクラスタの平均直径と数密度，体積率の時効時間と照射による変化

もに，308L 溶接金属の方が 316L 溶接金属に比べて

い 308L 溶接金属の数密度が大きく増加することで一桁程度低い．

その差は減少した．これは，1024 m‑3 のオーダーで一方，照射の影響については，クラスタの平均直平均直径が 5 nm のクラスタが形成している状態は径，数密度，体積率ともに照射に伴い増加する傾向

平均すると一辺が10 nm 以下の立方体内に１個のクが認められる．また，316L 溶接金属と 308L 溶接金

ラスタが分布する状態であり，ほぼ飽和状態にある属のクラスタの数密度の違いについては，照射に伴ためと考えられる．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

図 14 には，316L および 308L 溶接金属のフェライト相で抽出されたクラスタの平均組成の時効時間と87

これは，観察されたクラスタがともに G 相もしくはその前駆体に相当するためと考えられる．

照射による変化を示した．熱時効により形成するク

一方，照射の影響については，照射に伴い Ni，Si

ラスタの組成は，Ni，Si，Mn がバルクの組成と比濃度は増加し，Cr，Mo，Mn 濃度は減少する傾向

較して５倍程度濃縮したもので，時効時間の増加にを示し，Fe 濃度はほとんど変化しなかった．また，伴い Mn，Ni，Si，Mo 濃度は増加し，Fe，Cr 濃度

照射後に存在するクラスタの組成は初期の熱時効状は減少する傾向を示した．316L および 308L 溶接金

態によらずほぼ一定であることが分かった．また，属でクラスタの組成に 316L 溶接金属で Mo 濃度が316L 溶接金属においても照射後のクラスタはほと高いことを除いて大きな違いは認められなかった．

んど Mo を含まない特徴があった．

（1）クラスタの平均組成の時効時間による変化（2）クラスタの平均組成の照射による変化（316L 溶接金属）（3）クラスタの平均組成の照射による変化（308L 溶接金属）
図 14

溶接金属のフェライト相のクラスタの平均組成の時効時間と照射による変化

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 388

ステンレス鋼溶接金属を 400℃程度で熱時効した

ることは確認できない．また，中性子照射された

場合には，G 相（M6Ni16Si7, M=Mn, Mo）析出物がフェライト鋼で G 相の照射促進析出が起こることが形成することが知られている．図 15 には，316L 溶

Gelles と Thomas により報告されており，その機構

接金属 10kh 時効材のクラスタ中の Si 原子数に対すとしてアンダーサイズ元素の Si が照射欠陥と優先る Ni 原子数と Mn+Mo 原子数の関係を示した．Ni

的に相互作用することが提案されている（18）．図 14については，時効材，時効 5dpa 照射材ともに Si のに示したようにイオン照射におけるクラスタの平均数が増加するのに伴い Ni/Si 比が約 3.3 の割合で増組成の変化でも照射に伴い Si 濃度が高くなる傾向

加し，照射による違いは認められなかった．一方，があり，中性子照射と同様な照射促進による析出おMn と Mo については，時効材では Si の数が増加す

よび析出物の変化が生じていることが示唆される．

るのに伴い（Mn+Mo）/Si 比が 1.4 の割合で増加しこのことから，熱時効材では新たにクラスタが形成たのに対して，時効 5dpa 照射材では（Mn+Mo）/

するよりも熱時効で形成したクラスタが照射によりSi 比が 0.6 に減少した．この違いについては，照射誘起される照射欠陥やその移動により運ばれる溶質

により熱時効とは異なるクラスタもしくは析出物が原子を吸収および放出することでクラスタの組成が形成することを示唆する．図 11 に示した 316L 溶接

変化する機構が支配的であることが示唆される．

金属 10kh 時効材の照射によるクラスタのサイズ分

これらの結果は，照射下で 316L および 308L 溶接

布には，照射により微小なクラスタが新たに形成す金属のフェライト相に存在する溶質原子クラスタは
熱時効により生じるクラスタとは異なっており，熱時効では Mo 濃度の異なる 316L 溶接金属と 308L 溶
接金属でクラスタの形成が異なるが，照射下ではMo を含まないクラスタが 316L および 308L 溶接金属でともに形成することでその差は減少することを示唆する．

4.3 フェライト相の硬化に対するスピノー
ダル組織と溶質原子クラスタの影響
熱時効により形成する溶質原子クラスタは硬化を引き起こす因子であり，高密度に形成した溶質原子
クラスタはフェライト相の硬化に寄与していると考えられ，スピノーダル分解も含めたミクロ組織変化と硬さの変化との関係の議論が必要である．照射では溶質原子クラスタ以外にも転位ループなどの欠陥
クラスタの形成が考えられ，これらもフェライト相の硬化に寄与すると考えられる．ただし，本研究では透過型電子顕微鏡（TEM）観察による転位ルー
プ等の欠陥クラスタの評価は行っていないため，こ
こでは溶質原子クラスタとスピノーダル分解に限定
してフェライト相の硬化への寄与を検討した．
図 16 に 316L および 308L 溶接金属のフェライト相について未時効未照射材からの硬さの増加量と1NN パラメータとクラスタ体積率の平方根√V‑f との関係を示した．材料の硬化が分散した硬化因子のみ

図 15316L 溶接金属 10kh 時効材のクラスタ中の Si 原子数に対する Ni 原子数と Mn+Mo 原子数との関係の照射による変化で支配される場合には，硬化因子の体積率の平方根√V‑f と硬化量は線形関係があることが知られている．図 16（1）と（2）に示したように 1NN パラメータ

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

89

なく，両因子が寄与していることを示唆する．スピ（1）

ノーダル分解と溶質原子クラスタの形成による硬化がそれぞれ 1NN パラメータと√V‑f に比例すると仮定し，スピノーダル分解と溶質原子クラスタの形成による硬化が線形に加算できると仮定して，硬化とミクロ組織変化の関係を検討した．図 16（3）は 1NN‑
パラメータと√Vf の硬化に対する比例定数を１と仮定した場合の結果である．1NN パラメータと√V‑f それぞれとの相関に比べて線形に近い関係が得られた．1NN パラメータと√V‑f の硬化に対する寄与は同程度であることが推察される．ただし，決定係数 R2
は 0.5 であり√V‑f ，データのばらつきは大きい．図16（3）には，316L 溶接金属の 5dpa 照射材を破線で（2）囲んで示したが，硬化量が大きい傾向があることが分かる．これは，今回は検討に加えていない欠陥ク
ラスタが硬化に対して寄与していることを示唆する．さらに，欠陥クラスタも含めて硬化因子について詳細な検討が必要である．

5. まとめオーステナイト系ステンレス鋼溶接金属への熱時
効と照射の影響を明らかにすることを目的に，長期熱時効させた 316L および 308L 溶接金属をイオン照射して硬さの変化とミクロ組織の変化を調べた．

（3）

その結果，熱時効により増加したフェライト相の硬5dpa

さは照射により減少することを確認するとともに，その原因は熱時効によるスピノーダル分解が低減することであることが分かった．イオン照射のように速い損傷速度条件下では照射がスピノーダル分解への熱時効影響を加速しないことが示唆された．
一方，
熱時効によらず照射により形成するクラスタは類似しており，クラスタ形成に対する熱時効と照射の重畳影響は小さいことが示唆された．また，Mo はスピノーダル分解を抑制する効果があるのに対して，クラスタ形成を促進する効果があることが示唆された．

図 16 未 時 効 未 照 射 材 からの 硬さの 増 加 量と1NN パ‑
ラメータとクラスタ体 積 率 の 平方 根 √Vf との関 係と√V‑f に対してそれぞれの増加に伴い硬さの増加量が大きくなる傾向が認められるが，データにばらつ
きが大きく線形に近い関係があるとは言い難い．これはフェライト相の硬化がスピノーダル分解もしく
は溶質原子クラスタの形成のみで生じているのでは

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 3

90

文 献

（10） K. Fujii, H. Nishioka, K. Fukuya, “APT
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stainless steel,” J. Nucl. Mater., 440（2013）
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Snowbird, UT.

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

SUS630 の高温水中の SCC 進展挙動（第２報）− 熱時効，温度，応力の影響 −SCC Growth Behavior of SUS630 in High-Temperature Water（2nd report）‑ The eﬀects of thermal aging, temperature and applied stress on SCC ‑山田

卓陽（Takuyo Yamada）＊1

寺地

巧（Takumi Terachi）＊1

岡本マキエ（Makie Okamoto）＊1

有岡孝司（Koji Arioka）＊1

要約
SUS630（17-4PH ステンレス鋼）は，マルテンサイト系析出硬化型ステンレス鋼であり，析出硬化熱処理条件により硬度を制御することのできる高硬度で高強度の材料である．この材料は，良好な耐食性と高強度を兼ね備えていることから，軽水炉においても高強度が求められる弁棒等に用いられている．軽水炉での損傷事例では，比較的高温の使用条件で，高硬度の析出硬化
熱処理条件や長期間使用後の場合に SCC が報告されている．また，長期間熱時効されると硬化が進むことが指摘されているが，その SCC 挙動への影響は解明されていない．前報では SUS630 の
高温水中の SCC 進展挙動に及ぼす熱時効の影響について調べ，400℃で 3,000 時間までの熱時効により，SCC 進展が増加することを報告した．本報告では，引き続き SUS630 の SCC 進展挙動に及ぼす熱時効の影響について，より実使用温度に近い 350℃の熱時効材を加えて評価した．併せて，試験温度と試験応力の影響について調べた．
その結果，比較的高靱性の H1100 と H1150 は，290℃以下であれば，高応力（K=30 MPa √ m）
条件であっても SCC 進展が観察されなかった．しかし，400℃と 350℃で 10,000 時間までの熱時効の影響を調べた結果，H1100 と H1150 は熱時効時間につれて硬化し，それに伴い SCC 進展速度が
増加した．
キーワード

SUS630，17-4PH ステンレス鋼，熱時効，高温水中応力腐食割れ（SCC），SCC 進展速度，
軽水炉

Abstract
SUS630（17‑4 PH stainless steel）is martensitic precipitation hardened stainless steel,and its properties of high-strength and high-hardness can be controlled by the precipitationhardening heat treatment conditions. SUS 630 has been widely used for valve stems in lightwater reactors, because the steel had high strength and good corrosion resistance. It is known
from SCC failures experience of SUS630 in ﬁeld, that higher hardness materials, exposure tohigh-temperature and long-term use aﬀect SCC behavior of the materials. And age hardening ofmaterials is known to occur for long-term thermal-aging at intermediate temperature, but theinﬂuence of thermal-aging on SCC is not clear. According to the authorʼs previous report, the
SCC growth rate of SUS630（H1100 and H1150）
was increased with aging at 400℃ for 3,000h.
In this study, SCC growth rate measurements were performed using lower and longer aging
materials which were aged at 350℃ for 10,000h to evaluate the inﬂuence of thermal aging on
SCC for more details. In additions, the eﬀects of test temperature and applied stress on SCC ofthe materials were investigated.
In unaged H1100 and H1150（better toughness and lower hardness materials）, even at a highapplied stress condition（K=30 MPa m1/2）, no SCC growth was observed in simulated PWR
primary water at 290℃, which contained 500 ppm B, 2 ppm Li, and dissolved hydrogen（30cc STP
H2/kg-H2O）.On the other hand, after thermal aging at 350 and 400℃ for up to 10,000h of H1100
and H1150, the SCC growth rate and the hardness increased with aging.
Keywords

SUS630, 17-4 PH stainless steel, thermal aging, stress corrosion cracking（SCC）,SCC growth rate, light water reactor＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

91

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 492

1. はじめに影響評価に着手した．SUS630 は，析出硬化熱処理
によって硬さなど機械特性の異なる材料であるこ

SUS630（17-4 PH ステンレス鋼）は，基本成分とから，前報（7） では SUS630 の高温水中の SCC 進

が 17%Cr-4%Ni-4%Cu の マ ル テ ン サ イ ト 系 析 出 硬

展 挙 動 に 及 ぼ す 析 出 硬 化 熱 処 理（H900，H1025，

化型ステンレス鋼であり，1020 〜 1060℃の固溶化

H1100，H1150）の影響もあわせて評価した．また，熱処理後に析出硬化熱処理を施し，Cu-rich 相など

熱時効の影響評価にあたっては，加速熱時効条件の微細な第２相粒子を析出させることで，高強度である 400℃で 3,000 時間までの熱時効材を製作し，（1）と高硬度を得る材料である ．日本工業規格（JIS,320℃の PWR1 次冷却材模擬水中，K=30 MPa √ mJapanese Industrial Standards）では硬度を重視すの応力条件で SCC 進展挙動を評価した．その結果，る H900 から高靱性を重視する H1150 まで４段階の比較的高靱性の H1100 と H1150 の SCC 進展速度は，

析出硬化熱処理，即ち H900（470 〜 490℃ / 空冷），より高硬度の H900 と H1025 にそれ比べて極めて遅H1025（540 〜 560 ℃ / 空 冷 ），H1075（570 〜 590 ℃

かった．この結果は，Olender ら（4）の推奨する「析

/ 空冷），H1150（610 〜 630℃ / 空冷）が規定されて出硬化熱処理条件 H1050 以上の高靱性材の使用」を

（2）

（3）

いる ．海外の鉄鋼メーカ（AK-steel） では，こ支持する結果であった．また，400℃で 3,000 時間まれに加え H925，H1100 などさらに細かく規定されで熱時効すると，比較的高靱性の H1100 と H1150 のている．この H900 〜 H1150 は析出硬化熱処理記号

SCC 進展速度は，熱時効時間とともに増加し，熱であり，例えば 1150 は熱処理温度の摂氏 621℃を時効による硬化が SCC 挙動に悪影響を及ぼす可能

華氏に換算した時の温度に相当する．この鋼種は性を報告した．

耐食性と高強度を兼ね備えていることから，軽水

以上のように，SUS630 の SCC 進展速度が熱時効

炉においても高強度が求められる弁棒等に用いらの影響を受ける可能性が明らかとなったので，よりれている．SUS630 の軽水炉での実機損傷事例につ軽水炉の使用温度に近い 350℃で 10,000 時間までの（4）がとりまとめた報告によると，

熱時効材を製作し，SCC 進展速度に及ぼす熱時効析出硬化熱処理条件によって応力腐食割れ（SCC,の影響を評価することとした．なお，SCC 進展挙

stress corrosion cracking）の発生時期が異なるこ動に及ぼす熱時効の影響評価にあたっては，より高と，推奨される析出硬化熱処理条件は，より靱性に靱性の H1100 と H1150 の熱時効材を用いて SCC 進

有利な H1050 以上であることを報告している．加え

展試験を実施し，熱時効による硬さ変化との関連性て，熱時効により SCC 感受性が増加すること，どを検討するとともに，ミクロ組織評価により各種のような熱処理条件においても，推奨される使用温硬化因子と SCC 挙動の関係についても検討を開始

度は 316℃以下であることなどを報告している．一した．

いて，Olender ら

般に，硬化は SCC に関係するが，SUS630 は 300 〜

加えて，前報（7）の SCC 進展試験は比較的高温（290，450℃の温度で長期間時効すると硬化が生じる場合

320℃）で，高応力条件（K=30 MPa √ m）の結果（5）がある ．実験室における応力腐食割れ挙動評価のみであった．軽水炉における弁棒は，様々な温度（6）が BWR（boiling water

条件で使用されており，また応力条件についても幅

reactor）の酸素を含む環境（NWC, normal waterがあると考えられる．そこで，SUS630 の SCC につchemistry）条件で，SUS630 を含む様々な高強度

いては，環境因子として試験温度の影響，応力因子

ステンレス鋼の SCC 感受性をすきま付定ひずみ曲として試験応力の影響を評価した．

については，Tsubota らげ（CBB, creviced bent beam）試験法により調査
し，ビッカース硬さ 340 以上で SCC 感受性が増加することを報告している．一方で，PWR（pressurizedwater reactor）の１次冷却材環境下でこの鋼種のSCC 挙動を報告した例はほとんどなく，また熱時効の SCC に対する影響についてはよくわかっていない．

2. 実験方法
2.1. 供試材
供試材は，市販の SUS630 で図１に示すような直径 100 mm の棒鋼に 1038℃の固溶化熱処理後急冷のそこで INSS では PWR1 次冷却材模擬水中の SUS

後，４種類の析出硬化熱処理 H900（500℃× 7 時間

630 の SCC 挙動について，長期間の熱時効による/ 空冷），
H1025（550℃× 7 時間／空冷），
H1100（600℃

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

93100mmφ（a）素材寸法と切断状況
図１（b）CT 採取方位，硬さ，組織観察方位

SUS630 素材寸法，CT 採取方位，組織観察方位× 6.5 時間／空冷），H1150（620℃× 6 時間／空冷）

時効による硬さ変化は，ビッカース硬さ（試験荷重を施した．H900 については，470℃〜 490℃／空冷１㎏）で５点計測し平均値で評価した．

の JIS 規格から 500℃／空冷の熱処理条件へ変更し金属組織は，走査型電子顕微鏡（SEM, scanning

た．H1025，H1150 については，JIS 規格に規定さelectron microscopy）付属の電子線後方散乱回折れている析出硬化熱処理条件を満足した．H1100 は（EBSD, electron back scattering diﬀraction）で実

（3）
（4）
,

を考慮

施した．測定のステップサイズは，0.1μm とした．

し選定した．供試材の化学組成を表１に，析出硬化

SUS630 はマルテンサイト相と微量のフェライト相

熱処理条件と機械試験結果を表２に示した．全てのおよびオーステナイト相が含まれるが，αʼ マルテン

析出硬化熱処理条件で，強度は JIS あるいは海外規

サイト相は炭素量によって bcc あるいは bct 構造に格を満足した．

なり（8），いずれも bcc フェライト相と格子定数がほJIS 規格にはないが，海外での使用実績

これらの析出硬化熱処理材に熱時効処理を施しぼ同じであるため，EBSD では分離が困難であった．

た．熱時効温度は，350℃と 400℃の２条件で 10,000

そこで，EBSD 測定の解析相はマルテンサイト相と時間までの熱時効材を製作した．

オーステナイト相として計測した．図２に SUS630の金属組織として，EBSD のイメージクオリティ

2.2. 硬さ，微細組織観察（IQ, Image quality），逆局点図（IPF, invers poleﬁgure），相分離図を示す．IQ 図から，SUS630 は典金属組織および硬さ試験片は，図１に示すように型的なマルテンサイト相の組織を呈し，また H900

棒鋼の軸方向断面とした．析出硬化熱処理および熱と H1025 では 1% 未満，H1100 と H1150 では 10％程

表１

供試材の化学組成（wt%）

C

Si

Mn

P

S

Cu

Ni

Cr

Nb

Spec.

≤ 0.07≤ 1.00≤ 1.00Max0.040

Max0.030

3.00‑5.00

3.00‑5.00

15.00‑17.50

0.15‑0.45

分析値

0.05

0.26

0.84

0.034

0.003

3.32

4.26

15.60

0.24

表２

Fe
Bal.

供試材＊ 1 の機械的性質

析出硬化熱
処理条件

試験温度

耐力
（MPa）

引張強さ
（MPa）

伸び
（%）

絞り
（%）

硬さ
HBW

H900

500℃╳７時間 ,
空冷＊ 2

RT
RT
320℃

（1175）
1195
997（1310）
1333
1088

（10）
18
９

（40）
53
41

（375）
401

428

H1025

550℃╳７時間 ,
空冷

RT
RT
320℃

（1000）
1097
925（1070）
1134
974

（12）
19
12

（45）
58
50

（331）
352

384

H1100

600℃╳ 6.5 時間 ,
空冷

RT
320℃

976
807

1041
854

21
13

60
57

331

H1150

620℃╳６時間 ,
空冷

RT
RT
320℃

（725）
1000
838

（930）
1049
880

（16）
20
13

（50）
59
56

（277）
341

＊ 1：溶体化熱処理条件は，全て 1038℃ / 急冷
＊ 2：H900 は，470℃〜 490℃ / 空冷から 500℃╳７時間 / 空冷へ変更（ ）内，JIS 規格値（全て下限値）．

硬さ
HV1

349
348

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

94(a) H900

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

(b) H1025(c) H1100(d) H1150

ステップサイズ：0.1 ȝm
図２ EBSD による SUS630（未時効材）のミクロ組織，析出硬化熱処理毎の比較
IQ 図（上），IPF 図（中），相分離図（下）（緑：マルテンサイト相，赤：オーステナイト相）

度のオーステナイト相を含んでいた．
熱時効による微細組織の評価として，アトムプ
ローブ（APT, Atom probe tomography）
分析を行った．APT 測 定 に は， 米 国 Imago 社（ 現 CAMECA社）製の局所電極型３次元アトムプローブ（LEAP
3000X HR）を用いた．測定は，レーザーパルスモー

向長さを最適化するために，Evaporation Field =30.0 V/nm と Image Compression Factor = 1.65 を用いた．

2.3. SCC 進展試験

ドで行った．測定条件は，試料温度 35K，レーザー

SCC 進 展 試 験 は 0.5 イ ン チ 厚 さ の CT（compact

出力 0.3nJ，パルス周波数 200kHz である．収集した

tension）試験片を用い，標準的な PWR1 次冷却材

データは，専用ソフトウェア上で元素の種類を決定

環 境 を 模 擬 し 500 ppm B+2 ppm Li+30cc/kg-DH

し，Fe，Cr，Cu，Ni，Si，Mn，Mo，C，P の３次の水中で，一定荷重で実施した．試験片採取方位は

元像形成処理（測定したデータからアトムマップ

図１中央図に示した通りとした．

を再構築するコンピュータ処理）を行った．なお，

SCC 進展に及ぼす熱時効の影響評価には，比較３次元像形成処理においては，アトムマップの z 方的高靱性材である H1100 および H1150 の熱時効材

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4を用いた．なお，試験温度は 320℃，応力拡大係数
K=30 MPa √ m の条件で統一し，比較評価した．

95（a）未時効（b）350℃3kh

ண䛝⿣

ண䛝⿣

3 mm

3 mm

（c）350℃10khண䛝⿣試 験 温 度 の 影 響 評 価 に は， 未 時 効 の H900，
H1025，H1100，H1150 を用いて，温度範囲として250 〜 320℃の範囲の試験温度とした．応力拡大係数については，K=30 MPa √ m の条件で統一した．

一部にSCC

一部にSCCSCC

試験応力の影響評価には，320℃で K= 30 MPa√ m の応力条件で比較的速い SCC 進展速度を示した未時効の H900 と H1025 を用いて，応力拡大係数

3 mm

K= 10，20，30 MPa √ m で比較評価した．試験温度については，320℃で統一した．すべての SCC 進
展試験の試験時間は，約 1,000 時間を目安とした．

0..1
11
1
1

0.0
0.0
0.
.08
08

SCC 進展試験後，大気中疲労試験機にて破面開放し，破面開放後の試験片を SEM により観察し，
SCC 深さ，破面形態を評価した．SCC 進展速度（mm/sec）は，平均 SCC 深さ（mm）を試験時間（sec）

200 ȝP200 ȝP200 ȝP

図３ H1100 の SCC 進展破面，熱時効条件毎の比較
320℃ , 500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH, K=30MPa √ m

で除すことで評価した．一部の試験片は，板厚の3mm 位置で切断し，SCC の進展経路評価を SEM 付属の EBSD で実施した．

3. 実験結果
3.1.

SUS630 の SCC 進展速度に及ぼす熱時効の影響

図 ３ に，H1100 の SCC 進 展 試 験 後 の 破 面 観 察
結 果 を，350 ℃ の 熱 時 効 時 間 毎 に 比 較 し て 示 す．
H1100 の未時効材は，ごく一部に SCC 破面が観察されるのみで，ほとんど SCC 進展は観察されなかった．350℃で 3,000 時間の熱時効材では，ごく浅い
SCC 破面が数か所確認され，350℃で 10,000 時間の熱時効材では 403 時間で破断し，ほぼ全面が SCC 破面を呈した．以上から，350℃の熱時効においても，
SCC 進展速度が熱時効の影響を受けることが示唆された．
H1100 と H1150 の 400℃および 350℃の熱時効材

図４ H1100 とH1150 のSCC 進展速度と熱時効時間の関係
320℃ , 500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH, K=30MPa √ m

3.2. SUS630 の硬さと微細組織変化に及ぼす熱時効の影響の一連の破面観察結果から SCC 進展速度を求め，

図５に，硬さと熱時効時間の関係を示す．H1100

熱時効時間に対してプロットしたものを図４に示と H1150 の硬さは，熱時効時間が長くなるにつれてす．H1100 と H1150 の SCC 進 展 速 度 は， 熱 時 効 時

硬化する傾向が確認され，また 400℃の方が 350℃

間が長くなるにつれて増加する傾向が確認され，まよりも早期に硬化し，熱時効温度依存性が確認された 400℃の方が 350℃よりも早期に SCC 進展速度がた．以上から，硬さと SCC 進展速度の熱時効時間増加し，熱時効温度依存性が確認された．

依存性には，類似の傾向が確認された．
図６に，H1150 の 400℃で 3,000 時間熱時効材のAPT 分析によるアトムマップを示す．アトムマッ
プから，３種類の微細組織が観察された．一つ目は，

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

96

Cu マップ中に代表例を図中１と２と示した．このるものと考えられた．

析出相１は，30nm 程度の比較的大きな Cu-rich 相以上の観察結果は，Maruyama らの既報（10）のよであり，同じ位置に Ni と Mn の濃化が観察される

うに，マルテンサイト相中においても熱時効によるが，Si は必ずしも濃化していなかった．これらのスピノーダル分解と G 相の析出が起こるとした結果

Cu-rich 相は，析出硬化熱処理によって生成したもを支持する結果であった．また，彼らは SUS630 ののと考えられる．Cu マップ中には，数 nm サイズ

場合，G 相は Cu-rich 相に隣接して生成することもの比較的小さな Cu-rich 相（図中２と示した）も観報告（10）しており，その点も本報告は類似であった．

察された．この数 nm サイズの Cu-rich 相は，未時
効の H1150 では観察されていないため，400℃の熱時効において新たに数 nm サイズの Cu-rich 相が生成することが示唆された．ただし，現状では分析数が少ないので，異なる析出硬化熱処理条件や熱時効条件のデータを蓄積・精査し，検証が必要である．
２つ目は図中３と示した析出相で，Cu の濃化の無い部分で Si の濃化が観察され，同じ位置に Ni とMn の濃化が観察された．濃化した元素が，Si，Ni，
Mn であることから，これらはステンレス鋳鋼のフェライト相で長時間熱時効後に観察される G 相（9）と推定された．この析出相は大きいもので 10nm サ
イズであり，400℃で 10,000 時間の熱時効後のフェライト相で報告されている 4nm 程度の G 相（9） よりも若干大きい傾向であった．
３つ目の微細組織変化は，Cr のマップにおいてCr の濃度変調が確認され，スピノーダル分解によ

図５

2
1

H1100 と H1150 の硬さと熱時効時間の関係

2
1

2
3

3

1,2：Cu-rich相3：G相Box size᧤58×56×103nm³᧥
図６H1150 の 400℃で 3,000 時間熱時効材のアトムマップ

1

3

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

97

SUS630 の SCC 進 展 挙 動 に 及 ぼ す
試験温度の影響

いことがわかる．比較的高硬度の H900 と H1025 の

本項では，未時効の H900，H1025，H1100，H1150

SCC 進展が観察されなかったため，270℃以下の試を用いて，250 〜 320℃の温度範囲で SCC 進展挙動

験は実施していないが，H900 と H1025 の温度依存に及ぼす試験温度の影響を検討した．なお，応力条性と同様に，より低温では SCC 進展が遅いことが件を全て K=30 MPa √ m とした．

想定される．

3.3.

SCC 進展速度は 250 〜 320℃の温度範囲で 1/T 型の温度依存性であった．H1100 と H1150 では 290℃で

図７に未時効 H1025 の SCC 進展試験後の破面を，

図 10 に，未時効 H1025 の 270℃試験における SCC

試験温度毎に並べて示す．比較的高硬度の H1025は，進展経路の観察結果を示す．図 10（b）に示したよ

320℃と 290℃の試験温度では，目標試験時間の 1,000

うに，SCC は旧オーステナイトの粒内を進展し，ま時間に到達する前に破断したが，270℃，250℃と試たマルテンサイト相のラス状組織に対しては，直交験温度が低くなるにつれて，SCC 進展破面は明確方向に進展していた．図 10（a）に示したように，予に浅くなった．

亀裂は亀裂進展方向に対して直線的であるが，SCC

図８に未時効 H1150 の SCC 進展試験後の破面を，亀裂では断続的に進展していた．これは，SCC が

試験温度毎の比較を示す．比較的高靱性の H1150 で何らかの優先経路を進展したことを示唆するが，そは，320℃でわずかな SCC 破面が観察されるものの，の優先経路は旧オーステナイト粒界や，マルテンサ

290℃では約 1,000 時間の試験後も全く SCC 破面がイトのラス状組織の境界ではないようであった．今認められず，H1025 ほど明瞭ではないが，低温度に後，SCC 進展経路については，さらなる検討が必なるほど SCC 進展が遅くなる傾向であった．

要である．

一連の破面観察結果から SCC 進展速度を求め，試験温度の逆数との関係として，図９に示す．なお，破断した試験片の SCC 深さは一律 13mm として SCC 進展速度を算出した．また，290℃の SCC 進
展試験で，H1100 と H1150 は SCC 破面が全く観察されなかったため，下矢印を併記した．この図から
SUS630 の SCC 進展速度は，試験温度が低いほど遅（a）320℃（b）290℃ண䛝⿣（c）270℃ண䛝⿣（d）250℃
ண䛝⿣

SCC
SCC

SCC

3 mm
（927h）
破断時間

3 mm

ண䛝⿣

SCC
3 mm

3 mm
（519h）
破断時間

1020h
試験時間

図７ 未時効 H1025 の SCC 進展破面，試験温度毎の比較
500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH, K=30 MPa √ m

1097h
試験時間

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

98（a）320℃ண䛝⿣

一部にSCC（a）光学顕微鏡（b）290℃

予亀裂

ண䛝⿣

3 mm

No SCC

3 mm

0.04

1092h
試験時間

SCC

（b）IQ+IPF

1091h
試験時間

図８未時効 H1150 の SCC 進展破面，試験温度毎の比較
500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH, K=30 MPa √ m

5 ȝP
図 10 未時効 H1025 の SCC 進展経路観察結果
270℃ , 500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH, K=30MPa √ m

3.4. SUS630 の SCC 進 展 挙 動 に 及 ぼ す
試験応力の影響
本項では，未時効の H900，H1025 を用いて，試
験応力 K=10 〜 30MPa √ m の範囲で SCC 進展速度に及ぼす試験応力の影響を検討した．なお，試験温度は全て 320℃とした．
図 11 に H1025 の SCC 進展試験後の破面を応力条件毎に並べて示す．K=30 MPa √ m では，目標試
図９

未時効 SUS630 の SCC 進展速度と試験温度の関係

験時間の 1,000 時間に到達する前に破断した．一方で，K=20 と 10 MPa √ m の低応力条件では，きわめて浅い SCC が観察されるものの，約 1,000 時間の試験後もほとんど SCC 進展が観察されなかった．
図 12 に， 未 時 効 の H900 と H1025 の SCC 進 展 速度と応力拡大係数の関係を示す．どちらの材料も，
K=30MPa √ m のような高応力条件では，有意なSCC 進展を示すが，K=20 MPa √ m 以下の応力条
件では，SCC 進展速度が顕著に低下する傾向が確認された．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4（a）K=30（b）K=20（c）K=1099

図中黒丸で示した析出硬化熱処理材のみの未時効
材でも，析出硬化熱処理の違いによる HV1=380 以ண䛝⿣

上の硬化により SCC 進展速度は増加した．SUS630
SCC

3 mm

3 mm

ごく浅いSCC
0.0.0505の析出硬化熱処理では，主として Cu-rich な微細析出相が生成され硬化する（1） ことが知られている．
本研究でも，APT 分析により Cu-rich 相の生成を確認しているので，Cu-rich な微細析出相の生成によ

0..1
.13
13
1
3

る硬化は，SCC 挙動に悪影響を及ぼすものと考え
られる．
3 mm

（927h）
破断時間
図 11200 ȝP

1005h
試験時間

200 ȝP

1005h
試験時間

未時効 H1025 のSCC 進展破面，試験荷重毎の比較
320℃，500ppmB+2ppmLi+30cc/kg-DH

一方，400℃と 350℃の熱時効材でも，共に熱時効による硬化に伴い SCC 進展速度の増加が観察された．熱時効による微細組織変化として，マルテンサイト相中においてもスピノーダル分解と G 相の析出が生じることが報告（10）されており，本報告
でも H1150 の 400℃で 3,000 時間の熱時効条件では，APT 分析によりこのスピノーダル分解と G 相の析出を確認した．併せてこの熱時効条件では，微細なCu-rich 相について，30nm サイズのものと数 nm サ
イズの２種類の大きさのものが観察され，析出硬化熱処理温度である 470 〜 620℃よりも低い 400℃の熱時効でも，3,000 時間のような長時間熱時効後であれば微細な Cu-rich 相が生成する可能性が示唆された．
析出硬化熱処理材の SCC 進展速度と硬さの関係から，Cu-rich 相は SCC 挙動に悪影響を及ぼすものと考えられるが，400℃の 3,000 時間の熱時効でも微細な Cu-rich 相が生成する可能性があり，400℃の
熱時効による SCC 進展の増加には Cu-rich 相の生成

図 12H900 と H1025 の SCC 進展速度と試験荷重の関係

4. 考が寄与している可能性がある．Cu-rich 相のサイズ

察HV1=380 →熱処理により硬さを変化させた SUS630 の SCC 進
展速度と硬さの関係を図 13 に示す．SUS630 の硬さ
は析出硬化熱処理およびその後の熱時効により硬化するが，いずれも材料の硬さが HV1=380 以上に硬化すると SCC 進展速度が増加した．図では，析出
硬化熱処理のみの未時効材を黒丸，400℃の熱時効材を赤四角，350℃の熱時効材を青三角で示した．
SCC 進展速度と硬さの関係は，わずかではあるが，硬化条件によって異なる．ここでは，SCC 進展挙動に及ぼす熱時効の影響を，熱時効による硬さ変化とミクロ組織変化から考察し，今後の課題を含めて
議論する．

図 13

SUS630 の SCC 進展速度と硬さの関係

100

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4や数密度が，硬さや SCC 進展にどのように影響するかは，現状不明であり，今後詳細評価が望まれる．

5. まとめ一方，スピノーダル分解と G 相の析出は，ステンレ

SUS630 の PWR1 次冷却材を模擬した高温水中でス鋳鋼のフェライト相においても報告されているの SCC 進展挙動に及ぼす熱時効の影響を，SCC 進が，それらの材料は 400℃で１万時間を超える長時

展試験により評価した．併せて，試験温度，試験応間熱時効後も，PWR1 次冷却材模擬環境下で優れた力の影響についても調べた．

（11）

，スピノー

比較的高靱性の H1100 と H1150 は，290℃以下で

ダル分解と G 相の析出およびそれによる硬化が，単あれば，高応力（K=30 MPa √ m）条件であって純に SCC 進展速度の増加因子とはならない場合がも SCC 進展が観察されなかった．しかし，400℃とある．

350℃で 10,000 時間までの熱時効の影響を調べた結耐 SCC 性を示すことが報告されており

図５に，硬さと熱時効時間の関係を示したよう果，H1100 と H1150 は熱時効時間につれて硬化し，に，H1100 と H1150 は，400℃で 10,000 時間まで熱

それに伴い SCC 進展速度が増加した．したがって，時効すると，HV1=430 程度まで硬化した．未時効

高靱性材であっても，比較的高温条件での長期間使

材 の 硬 さ が 約 HV1=350 な の で，硬 化 の 増 分 と しては ΔHV1 ＝ 80 程度であった．ステンレス鋳鋼の用と高応力が重畳した場合には，SCC で破損するリスクが増加する可能性があると考えられた．

フェライト相の熱時効硬化では，未時効材では HV

SUS630 の 250 〜 320℃の試験温度依存性は，1/T（25g）=300 程度のものが，同じ熱時効条件では HV型の挙動を示し，低温側で SCC 進展速度は遅くなっ（25g）=600 程度まで硬化することが報告されていた．H900 と H1025 の K=10 〜 30 MPa √ m の範囲の（9）

る ．両者を比較すると，硬さの値，硬化の増分と試験応力依存性は，K=20 MPa √ m 以下の応力条件

もに，ステンレス鋳鋼に比べて，SUS630 の熱時効で，顕著に SCC 進展速度が遅くなった．以上の結硬化は少なかった．
これらのことを考え合わせると，果から，より低温でより低応力であれば，SUS630

SUS630 の SCC 進展に及ぼす熱時効の影響を検討すの SCC 破損リスクは低いものと考えられた．

るためには，硬化因子以外の材料因子についても考慮する必要が示唆された．例えば，ステンレス鋼の耐 食 性 を 担 う Cr 濃 度 は，SUS630 で は 17%Cr，ス

6. 謝

辞

テンレス鋳鋼のフェライト相では 25%Cr と大きく本研究を遂行するにあたり，各種実験準備や腐食

異なる．さらに，マトリクス相が，マルテンサイト

試験等の実施にあたっては，㈱原子力安全システム

相とフェライト相で異なるので，相ごとの耐食性や研究所 材料グループ 村上公治氏，黒崎登氏，辻耐 SCC 性が異なる可能性もあり，これらの材料の井康雄氏の多大な協力があった．この場を借りて謝SCC 挙動を考えるためには，金属組織や Cr 濃度の意を表します．

違いについても考慮すべきと考えられる．
硬さと SCC 進展速度の関係は，わずかではあるが硬化熱処理条件によって異なった．SUS630 は硬化因子が複数あるので，現状の加速熱時効材のデー
タから，実機運転温度である低温度側の挙動を予測

参考文献（1） ステンレス鋼便覧，日刊工業新聞社，p.642,（1976）．

するためには，各々の硬化因子である微細組織と硬（2） JIS G 4303（2005）, “ ステンレス鋼棒 ”, JIS

さの関係および SCC 挙動の関係を慎重に検討する

ハンドブック , 鉄鋼Ⅰ , p.1099,（2007）．

ことが望まれる．また耐食性を担う材料因子には，（3） 17-4PH Stainless steel, Products Data Sheet,

硬さの上昇以外にも金属組織や Cr 濃度等が考えられるので，それらを考慮に入れた総合的な検討が望まれる．

AK Steel,（2007）．
（4） A ． O l e n d e r , J G o r m a n , C . M a r k s , G .
Ilevbare, “Recent Operating Experience
Issues with 17-4PH in LWRs”, Fontevraud 8,（2014）．
（5） B. Yrieix, M. Guttmann, “Aging between 300
and 450℃ of wrought martensitic 13-17 wt%

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 4

Cr stainless steels”, Materials Science andTechnology, 9, pp.125‑134,（1993）．
（6） M. Tsubota, K. Hattori, T. Kaneko, T. Okada,“Eﬀect of Tempering Temperature on SCC
Susceptibility of Martensitic Stainless Steels
in High Temperature Water”, 4th Int. Conf.
of Degradation of Materials in Nuclear
Power Systems Water Reactor, pp.9-66‑75,（1990）．
（7） 山 田 卓 陽 , 寺 地 巧 , 岡 本 マ キ エ , 有 岡 孝 司 ,“SUS630 の 高 温 水 中 の SCC 進 展 挙 動 ”, INSSJOURNAL Vol.24, pp.101‑108,（2017）．
（8） 牧正志 , “ 鉄鋼の相変態−マルテンサイト変態編Ⅰ−鉄合金のマルテンサイト変態の特徴 − ”,

ま て り あ , p.557, 第 54 巻 , 第 11 号 ,（2015）．
（9） T. Yamada, S. Okano, H. Kuwano, “Mechanical property and microstructural changeby thermal aging of SCS14A cast duplex
stainless steel”, Journal of Nuclear Materials,
350, pp.47‑55,（2006）．
（10） M.Maruyama, Y. Katayama and K. Hono,“Microstructural evolution in a 17-4 PH
stainless steel after Aging at 400℃ ”, Metall.
Mater. Trans. A. Vol. 30A, pp. 345‑353,（1999）．
（11） T. Yamada, T. Terachi, T. Miyamoto and K.
Arioka, International Congress on Advancesin Nuclear Power Plants, ICAPP 2017, 17432,（2017）．

101

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5102

中性子照射ステンレス鋼の粒界酸化部の破壊特性の評価
Characterization of fracture behavior of oxidized grain boundary
in neutron-irradiated stainless steel
三浦藤井

照光（Terumitsu Miura）＊1

克彦（Katsuhiko Fujii）＊1

福谷耕司（Koji Fukuya）＊1

要約
照射されたステンレス鋼では高温水中で結晶粒界が優先的に酸化することが知られており，その破壊特性を超微小引張試験で調べた．酸化した粒界を含む内層酸化膜を試験した結果，酸化した粒界に沿って割れが生じた．一方，酸化した粒界を含まない内層酸化膜では，酸化物自身の粒界で割れた．破断時の応力は，酸化した粒界を含む場合は 1100MPa であり，酸化した粒界を含まない場合は 1700MPa であった．酸化した粒界の引張強度は，周囲の内層酸化膜よりも低いことが分かった．また，報告済みの酸化していない粒界の破壊挙動と比較すると，酸化により粒界の引張強度が約 1/3 に低下することが分かった．多結晶体中の変形拘束や転位チャンネル変形による結晶粒界での応力集中を考慮すると，高温水中の照射されたステンレス鋼に引張応力が加わると酸化した結晶粒界で割れが発生し，照射誘起応力腐食割れ（IASCC）の起点となる可能性が推察された．粒界の酸化と破壊が繰り返されて粒界割れが進展する過程が，IASCC の発生機構の一つとして考えられる．
キーワード

照射誘起応力腐食割れ，中性子照射，ステンレス鋼，粒界酸化，超微小引張試験

Abstract
It is known that grain boundaries（GBs）in neutron-irradiated stainless steels are
preferentially oxidized in high temperature water; hence, the fracture behavior of oxidized GBs
was investigated by micro-tensile testing in the present study. The specimen fabricated with an
inner oxide layer containing an oxidized GB failed along the oxidized GB, whereas the specimen
with an inner oxide layer containing no oxidized GB failed along GBs of the oxide. The fracture
stress was 1700MPa for the no oxidized GB specimen and 1100MPa for the oxidized GB specimen.
It was found that the tensile strength of the oxidized GB was less than that of the inner oxide
layer. It was also found that the tensile strength of the oxidized GB was approximately one
third the tensile strength of the non-oxidized GB previously reported for neutron-irradiatedstainless steel. Considering the stress concentration on GBs due to deformation constraint inpolycrystalline material and dislocation channeling deformation, it was suggested that theoxidized GBs would be cracked and irradiation assisted stress corrosion cracking（IASCC）
would occur when tensile stress is applied on neutron-irradiated stainless steels used in hightemperature water. Intergranular cracking propagation by repetition of further GB oxidationand its fracture was thought as one of the initiation mechanisms of IASCC.
Keywords

Irradiation assisted stress corrosion cracking, Neutron irradiation, Stainless steel,Grain boundary oxidation, Micro-tensile testing

1. はじめにを比較的起こし難い材料として，原子炉の炉内構造物や配管等に使用されているが，高温水と中性子照原子炉で使用される鉄鋼材料等は高温，放射線，射の両方に曝される炉内構造物では粒界型の SCC

腐食雰囲気等の過酷環境で使用されるため，脆性である照射誘起応力腐食割れ（irradiation assisted

破 壊 や 応 力 腐 食 割 れ（stress corrosion cracking,stress corrosion cracking, IASCC）の発生が報告

SCC）を生じる場合がある．ステンレス鋼は SCCされている．国内の PWR では発生事例は報告され＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5

103ていないが，海外ではフランスの Bugey 原子力発

おり，Couvant ら（7） は 360℃の PWR 一次系模擬水電所等でバッフルフォーマボルト（baﬄe former

環境で腐食試験した 316L ステンレス鋼を引張試験（1）bolt, BFB）に IASCC の発生が報告されている ．

し，粒界酸化部が開口したことを報告している．粒BFB は冷間加工した 316 ステンレス鋼等で作製され界が酸化されると結合強度が低下し，高温水中で中たボルトであり，炉内に 600 〜 1000 本程度用いられ性子照射ステンレス鋼に引張応力が加わった際に，ている．BFB の IASCC は軽水炉の主要な高経年化

割れの起点になると予想されることから，粒界酸

課題の一つに位置付けられており，その保全は適切

化は IASCC の発生と関係する可能性が考えられる．

な時期での点検の実施と取替え等の管理により行わ

しかし，照射されたステンレス鋼の粒界酸化部の破れる．

壊挙動はよく分かっておらず，周囲の内層酸化膜（粒

点 検 時 期 を 適 切 に 設 定 す る た め に は，BFB のIASCC の 発 生 を 予 測 す る 必 要 が あ る．IASCC の界のない部分）や酸化していない粒界との結合強度の違いについても明らかではない．

発生予測は，ボルト首下部にかかる応力と IASCC

筆者らはこれまでに，照射量 74dpa の中性子照射（1）

発生に要するしきい応力とを比較して行われる ．

316 ステンレス鋼中の粒界や 360℃の PWR 一次系模IASCC の発生しきい応力は中性子照射ステンレス

擬水環境で腐食試験した 600 合金の酸化した粒界を

鋼を高温水中で定荷重 SCC 試験したデータに基づ

対象に超微小引張試験を行っており，照射と酸化がき策定される．IASCC 発生しきい応力と照射量の粒界部の結合強度を低下させることを報告している

関係（IASCC 発生しきい線）は，原子力安全推進

（8）
（9）
,

協会の炉内構造物等点検評価ガイドライン検討会がが大きく絞られ，20% 程度伸びた後にほぼ全面が粒（1）発行する PWR 炉内構造物点検評価ガイドライン

界破面で破断したが，未照射材では同様な引張試験に記載されている．照射量の増加に伴って発生しき

では粒界で割れることはなかった．600 合金についい応力が低下するが，約 40 dpa 以上の照射量ではては，酸化物と母材の界面で割れが生じ，腐食時間

しきい応力の変化は小さい．海外の研究機関から報が増加すると酸化物／母材の界面がよりポーラスな

告されている発生しきい線（2）〜（4）についても類似の構造になり，
引張強度が低下することが確認された．

照射量依存性が認められるが，低照射量側での材料

また，Dohr ら（10） は，PWR 一次系模擬水環境で腐による違いや高照射量側の飽和傾向等については見食試験した 304 ステンレス鋼と 600 合金の粒界酸化解が異なる場合がある．IASCC 発生しきい線の策部の変形と破壊挙動を超微小曲げ試験で調べてお定には，SCC 試験に加えて，発生しきい応力の傾向

り，600 合金については，筆者らの結果（9）と同様にを機構論的に説明することが重要であり，IASCC

酸化物と母材の界面で割れが生じること，304 ステの発生と関係する材料特性について照射に対する変ンレス鋼については酸化物が割れ，破壊挙動が 600化を把握する必要がある．

合金とは異なることを報告している．

．中性子照射ステンレス鋼については，試験部

IASCC の発生機構に定説はないが，筆者らは照本研究では，PWR 一次系模擬水環境で定荷重射材特有の転位チャンネル変形によって結晶粒界にSCC 試験に供した中性子照射 316 ステンレス鋼の粒局所的に高い応力やひずみが生じることと，照射と界酸化部の破壊挙動を超微小引張試験で調べ，粒界腐食によるミクロ組織と組成の変化に伴って粒界の酸化と IASCC の発生との関係を検討した．

結合強度が低下して粒界割れを起こし易くなることが発生の主要因であると考えている（5）．最近の研究成果として，中性子照射された 316 ステンレス鋼を
320℃の PWR 一次系模擬水環境で腐食試験すると，
未照射のステンレス鋼に比べて表面に形成される

2. 試験方法
2.1. 供試材

酸化膜が厚くなること，約 1000 時間の腐食で数 100

供試材には 320℃の PWR 一次系模擬水環境で定nm の長さで粒界が優先酸化することを報告してい荷 重 SCC 試 験 に 供 し た 中 性 子 照 射 量 73 dpa の 冷る（6）．照射量が増すと粒界酸化の長さも増す傾向が

間加工 316 ステンレス鋼製の炉内計装用シンブル（6）

認められており ，高照射材では粒界がより酸化しチューブ（ﬂux thimble tube, FTT）材（6）を用いた．

易くなる．未照射のステンレス鋼についても頻度や供試材の化学組成と照射条件および SCC 試験の条

長さはわずかであるが粒界酸化する例が確認されて件を表１から表３に示す．供試材は O リング試験

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5

104

表１

供試材の化学組成（wt %）

C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

Fe

0.04

0.62

1.63

0.022

0.006

12.61

16.94

2.22

balance表２2.2. 超微小引張試験

供試材の照射条件

中性子照射量（dpa）

照射速度（dpa･s‑1）73

1.5 × 10

‑7

照射温度
（℃）

集束イオン／電子ビーム加工観察装置（focused297

ion and electron beam system, FIB-SEM）日立ハイテクノロジーズ社製 NB5000 を用いて，マイクロ表３

SCC 試験の条件

試料より図２に示す形状の超微小引張試験片を作製した．試験片の寸法は 8 × 4 × 2 μm であり，試験片

温度（℃）

320

溶存水素濃度（ppm）

2.7

ほう酸 as B（ppm）

500

水酸化リチウム as Li（ppm）

２

溶存酸素（ppb）<１

それぞれ粒界を含まない試験片および粒界を含む試

浸漬時間（h）

1149

験片とする）．粒界を含む試験片については，酸化負荷応力（MPa）

900

した粒界面を試験片中央に引張応力軸に対して垂直

中央の幅 0.1 μm のスリットに挟まれた試験部に粒界を含まない内層酸化膜を配したものと粒界を含む
内層酸化膜を配したものを１本ずつ作製した（以下，に配している．なお，どちらの試験片も外層酸化膜片であり，図１に示すように，試験片表面から酸化した大傾角粒界を含む寸法 25 × 10 × 10 μm のマイは試験片加工前に FIB 加工で除去した．また，試験

クロ試料を集束イオンビーム（focused ion beam,

しているが，試験部とその周辺には蒸着部を含まなFIB）加工により切り出した．

いようにした．

片の一部を FIB 装置のタングステン蒸着により作製

外層酸化膜
内層酸化膜

試験部：粒界を含まない
内層酸化膜

試験部：粒界を含む
内層酸化膜

粒界

（a）マイクロ試料の断面2 mm

タングステン
蒸着

0.3 μm内層酸化膜

マイクロ試料の切り出し位置

母材

4 μm

（a）Oリング試験片

スリット

酸化した
粒界

スリット

2 μm

FIB加工によるトレンチ

8 μm
試験部：粒界を含まない内層酸化膜
粒界を含まない試験片

5 μm（b）マイクロ試料の切り出し位置（b）超微小引張試験片

図２

試験対象とした粒界酸化部

5 μm（c）マイクロ試料（表面）

図１（d）マイクロ試料（断面）供試材からFIB 加工によるマイクロ試料の切り出し

試験部：粒界を含む内層酸化膜
粒界を含む試験片

超微小引張試験片の形状

超微小引張試験は FIB-SEM 内，真空かつ室温環境で実施した．引張試験の概略図と試験前の試験
片の走査イオン顕微鏡（scanning ion microscopy,SIM）像を図３に示す．試験片はマイクロ梁と FIBSEM 内で３軸方向に移動可能なマイクロプローブに固定されている．図３（a）中の右方向にマイクロINSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5

SIM 像で 12 ピクセルに相当しており，伸びの分解

マイクロ梁能は 8% である．また，マイクロ梁の変位が 0.5 μm

超微小引張試験片
引張
変位：xⲴ㔜 P=kx

マイクロ梁（バネ定数：k）

マイクロ
プローブ

2 μm

（a）超微小引張試験の概略図

図３

105

伸びの
評価位置

マイクロ
プローブ

（b）試験前のSIM像

超微小引張試験の概略図と試験前の SIM 像

増すごとに試験片側面の傾斜像を走査電子顕微鏡（scanning electron microscopy, SEM）で観察した．

2.3. 破面と断面の観察
破面を SEM 観察して破壊の様子を調べた．また，粒界を含む試験片については，FIB 加工により試験片を薄膜化し，断面のミクロ組織を走査透過電子顕

プローブを動かし，試験片が破断するまで引張試

微鏡（scanning transmission electron microscopy,

験を行った．試験片にかかる荷重はマイクロ梁のSTEM）日立ハイテクノロジーズ社製 HD-2700 で観変位とバネ定数から線形弾性論により算出してお察して，破壊様式を詳細に確認した．なお，加速エり，バネ定数は超微小硬さ試験機（エリオニクス

ネルギーを 2 kV まで低下させた FIB で薄膜部を最社製 ENT-2100）を用いてマイクロ梁の中央部に 1

終加工し，FIB 加工により薄膜に導入されるダメー

mN までの荷重を負荷して得た荷重−変位曲線からジ層を低減した．

582 ± 25 N･m‑1 と決定した．試験中の SIM 像を 512
× 512 ピクセル（14.45 × 14.45 μm）の解像度にて3. 試験結果

毎秒 20 コマで録画し，試験片の形状変化とマイク
ロ梁の変位を記録した．なお，本試験における SIM
像の空間分解能は 28 nm であり，マイクロ梁の変位から算出される荷重の分解能は 16 μN（582 N･m‑1

3.1. 超微小引張試験
超微小引張試験の様子を図４と図５に示す．
なお，

× 28 nm）である．試験部の伸びは図３（b）に示し試験片の SEM 観察はマイクロ梁の変位が 0.5 μm 増

たスリット幅の変化で評価した．試験部の長さはすごとに行っているため，破断直前における SEM
像は撮影されていない．両試験片ともに，破断まで

SIM像

SEM像

SIM像

（a）試験前（a）試験前（b）試験中（変位930 nm）（b）試験中（変位480 nm）（c）破断直前（c）破断直前

2 μm

2 μm（d）試験後図４

SEM像

粒界を含まない試験片の超微小引張試験中の SIM像および SEM 像（d）試験後

図５

粒界を含む試験片の超微小引張試験中の SIM 像
および SEM 像

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5106に測定精度 28 nm 以上の明確な伸びは認められなれ，粒の大きさが 10 nm 程度であることが分かる．

かった．破断時の荷重は粒界を含まない試験片では 950 μN であり，粒界を含む試験片では 640 μN で破面に認められた凹凸の大きさはスピネル酸化物のあった．

試験片が破断したと推察された．

3.2. 破面と断面の観察

試験部の断面積は，試験前は 0.70 μm2 であったが，試験後は 0.56 μm2 であった．破断荷重 950 μN を試

粒径に近く，
酸化物自身の粒界に沿って割れが生じ，

験前と後の試験部の断面積でそれぞれ除すと，試験粒界を含まない試験片の破面の SEM 像を図６に示す．破面には 10 nm 程度の微細な凹凸が多数認め片は公称応力 1400MPa，真応力 1700MPa で破断したことが分かった．

られ，破面の上側では大きく絞られた部位が認めら粒界を含む試験片の破面の SEM 像を図７に示す．

れた．破面からは延性破壊の様相は認められず，脆

破面の下側については絞られた部位と伸びて延性破性的に破壊したことが確認された．

壊した様子が認められたが，破面の大部分は平滑であった．図７（a）に示した位置で薄膜加工し，観察した断面のミクロ組織を図８に示す．図中の左右方

スリット

向が試験時の引張方向に相当する．スリット
（上側）

タング
ステン
蒸着

の直下から破面の平滑部が生じているが，スリット
絞られた
部位

破面

絞られた
部位

内層
酸化膜

（下側）の近傍では図中右方向に破壊の経路が変化している．スリット（下側）の近傍では電子線の回折斑点図より粒界が確認され，この位置では粒界は酸化していなかった．破面の平滑部は粒界の延長線上に位置しており，酸化した粒界に沿って破壊が生

スリット

母材

500 nmマイクロ梁側（a）試験片の破面

マイクロプローブ側
タング
ステン
蒸着

スリット

500 nm

じたことが確認された．

破面
酸化した
粒界

母材

100 nm

100 nmマイクロ梁側

図６（b）破面の拡大図

マイクロプローブ側

スリット

絞られた
部位

断面観察用
薄膜加工位置

断面観察用
薄膜加工位置500 nm

500 nmマイクロ梁側粒界を含まない試験片の破面の SEM 像

絞られた
部位

（a）試験片の破面

マイクロプローブ側PWR 一次系模擬環境水中でステンレス鋼に形成される内層酸化膜は，Fe の外方拡散（溶出）と環境水からの O の内方拡散が同時に進行する過程
で，O が Fe や Cr と化合して形成される．内層酸化膜は Cr リッチなスピネル型の酸化物であり，微細粒から成る構造であることが分かっている（11）．透過電子顕微鏡（transmission electron microscopy,

100 nmTEM）によりアンダーフォーカス条件で酸化物を観察すると，微細粒の境界が網目状の模様で確認さ100 nmマイクロ梁側

図７（b）破面の拡大図

マイクロプローブ側

粒界を含む試験片の破面の SEM 像と断面観察位置

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5形成されている．本研究で試験した酸化した粒界も引張方向
タングステン
蒸着

タングステン
蒸着

内層酸化膜

内層酸化膜

また，酸化した粒界の前方にある Ni 濃化領域ではNi が 25% 近くまで濃化しても粒界の結合強度が大きく下がることはないことが示唆された．
試験部の断面積は，試験前は 0.72 μm2 であったが，試験後は 0.59 μm2 であった．破断荷重 640 μN を試酸化した粒界酸化した粒界マイクロ梁側

報告されている平均値と同程度の酸化長さである．
割れずに，亀裂の進展経路は母材側へ変化しており，

スリット
（上側
（上側）

破面の
破面の
平滑部
平滑部

107

マイクロ
プローブ側

粒界
界

験前と後の試験部の断面積でそれぞれ除すと，試験片は公称応力 900MPa，真応力 1100MPa で破断したことが分かった．

100 nm

スリット
スリット
（下側）
下側）

母材

母材

（a）破面の断面

4. 考察（1）酸化による粒界の結合強度の低下
PWR 一次系模擬環境水中で腐食した照射量 73
dpa の中性子照射ステンレス鋼の粒界酸化部の破壊

粒界

挙動を超微小引張試験で調べた結果，内層酸化膜に粒界が含まれると，破壊は酸化した粒界に沿ったものとなり，内層酸化膜が破壊する応力も低くなるこ×とが分かった．この結果は，酸化した粒界の強度は×

周囲の内層酸化膜よりも低いことを示しており，高温水中で照射されたステンレス鋼に引張応力が加わ50 nm（b）スリット（下部）近傍の拡大図と粒界近傍で撮影した回折斑点図

図８

粒界を含む試験片の破面の断面のミクロ組織

ると，酸化した粒界に沿って優先的に割れが生じる可能性を示唆する．
粒 界 酸 化 部 を STEM の Z コ ン ト ラ ス ト 像 で 観察した結果では，酸化した粒界に周囲の内層酸化粒界を含む試験片の破壊の模式図を図９に示す．

膜と比べて暗い線状のコントラストが確認されて引張により酸化した粒界が開口したが，スリット（下いる（6）．エネルギー分散型 X 線分析装置（energy側）の近傍では粒界が酸化していなかったため，亀dispersive X-ray spectrometer, EDS）による元素

裂は母材側に進展方向を変え，せん断により試験片分析を粒界酸化部について実施した結果，酸化した（6）が破断したと推測された．Fukumura ら によると，粒界上で X 線の計数率が低下することが確認され本試験で供試材として用いた照射量 73 dpa の中性ており，Z コントラスト像での観察結果と合わせて，

子照射ステンレス鋼の O リング試験片では平均 400

酸化した粒界は物質密度が低いポーラスな構造であnm の長さで粒界酸化が生じており，酸化した粒界る可能性が指摘されている（12）．これが，酸化したの前方では約 200 nm の長さに渡って Ni 濃化領域が粒界での優先的な破壊の理由になると考えられる．
照 射 量 74 dpa の FTT 材 の バ ル ク の 粒 界 を 超
微小引張試験した際の破断時の真応力（8） との比

タングス
テン蒸着

較 を 図 10 に 示 す． 破 断 時 の 真 応 力 は， 酸 化 し た

内層
酸化膜
粒界
（未酸化）

粒 界（1100MPa） ＜ 粒 界 を 含 ま な い 内 層 酸 化 膜

酸化した
粒界

（1700MPa）＜バルク粒界（2700MPa）の順番であっ

母材

た．粒界が酸化されると粒界の引張強度が約 1/3 に（a）引張前図９（b）酸化した粒界に沿って開口（c）粒界部（未酸化）はせん断で破壊粒界を含む試験片の破壊の模式図

低下することが確認された．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5

破断時の真応力（ MPa ）

108

3000

粒界破壊

2000

1000

0

図 10

酸化した粒界に沿って破壊

5. まとめ
320℃の PWR 一次系模擬水環境で定荷重 SCC 試

酸化物の粒界で破壊験に供した照射量 73 dpa の中性子照射ステンレス
鋼の粒界酸化部の破壊挙動を超微小引張試験で調
べた．

粒界を含む
試験片

粒界を含まない
試験片

バルク粒界（8）（酸化していない）

・粒界を含まない内層酸化膜では酸化物自身の粒界が割れて試験片が破断したが，粒界を含む内層酸化膜では酸化した粒界に沿って割れが生じ

超微小引張試験片の破断時の真応力の比較た．粒界が含まれると内層酸化膜が破壊する応（2）粒界酸化と IASCC 発生機構
（13）

力は小さくなっており，酸化した粒界の引張強は， ラ ン ダ ム な 結 晶 方 位 を 有 す

度は周囲の内層酸化膜よりも低いことが分かっる 100 個の結晶粒からなる３次元多結晶体にかかた．また，バルクの粒界と比べて，酸化したる 引 張 応 力 の 分 布 を 有 限 要 素 法（ﬁnite element

粒界では引張強度が約 1/3 に低下することが分

Kamaya ら

method, FEM）解析で調べ，粒界三重点の近傍等かった．

では粒界面にかかる応力が結晶粒の変形拘束の影響

・多結晶体中の変形拘束を考慮すると，粒界三重で高くなる傾向があり，最大で平均応力の約２倍の点の近傍等の粒界面で平均応力の約２倍の応力

応力が粒界面にかかる場合があることを報告していが生じる可能性が考えられる．IASCC の発生しる．酸化した粒界の破壊応力として 1100MPa を想

きい応力は高照射量では 400 〜 500MPa であり，定すると，550MPa の平均応力が加わると局所的にこの程度の応力が加わった際に局所的に降伏すは酸化した粒界が開口する応力が生じる可能性が考る可能性が考えられる．降伏すると，転位チャえられる．

ンネル変形によって結晶粒界に局所的に平均応照射ステンレス鋼では，変形は転位チャンネル（14）に局所化される特徴がある．Evrard ら

力の約４倍の応力（1600 〜 2000MPa）が作用は，転位する可能性が FTT 材の場合にはあり，これはチャンネル変形で粒界に転位がパイルアップすると酸化した粒界に割れを誘発する応力である．

平均応力よりも数倍以上の高い垂直応力が粒界面に・高温水中で照射されたステンレス鋼に引張応力生じることを FEM 解析により評価している．平均が加わると，酸化した粒界が優先的に割れ，更応力と粒界垂直応力の比は，これまでに FTT 材でなる粒界の酸化と破壊が繰り返されて粒界割れ確認されている転位チャンネルの幅（平均 50 nm（15））と長さ（10 μm，結晶粒径に相当）の場合では４程が進展する過程が IASCC 発生機構の一つとし度になると報告されている．照射量 73 dpa の FTT
材を 320℃で 6.8 × 10‑8 s‑1 の変形速度で引張試験した場合，降伏応力は 970MPa であることが報告されて推察された．

文

献ている（16）．高照射量での IASCC の発生しきい応力（1） PWR 炉内構造物点検評価ガイドライン［バッは 400 〜 500MPa であり，この程度の応力が加わっ

フルフォーマボルト］（第２版）, 一般社団法た際には，73 dpa の FTT 材では粒界三重点の近傍

人原子力安全推進協会 炉内構造物等点検評価

等で塑性変形が生じる可能性がある．粒内に生じた

ガイドライン検討会 ,（2014）．

転位チャンネルの先端が粒界酸化部に達した場合は（2） S. Fyfitch, S. Davidsaver, K. Amberge,

約 2000MPa の応力が粒界酸化部に加わる可能性が“Irradiation-Assisted Stress Corrosion

考えられ，この局所応力によって酸化した粒界がCracking Initiation Screening Criteria for

開口し，IASCC の起点になる可能性が推察される．

Stainless Steels in PWR Systems,” 18th Int.

粒界部の酸化と破壊が繰り返されて粒界割れが進展

Conf. on Environmental Degradation ofする過程が IASCC の発生機構の一つとして考えら

Materials in Nuclear Power Systems - Water

れる．

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INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 5

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Couvant, S. Lozano-Perez, “Recent Insights
in the Deformation and Fracture of
Oxidized Grain Boundaries in Austenitic
Alloys: A Synergistic Experimental andINSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6110

海外及び国内で発生した原子力発電所のトラブル原因の分析
Analysis of trouble cause of nuclear power plant occurred in overseas and domestic小松
三木輝雄（Teruo Komatsu）＊1

秀夫（Hideo Miki）＊1

安藤弘（Hiroshi Ando）＊1

要約2009 年１月から 2017 年 12 月までの９年間に発生した海外の原子力発電所のトラブル原
因（原因総数 30,595）と，2008 年４月１日から 2017 年３月 31 日までの間に発生した国内の原子力発電所のトラブル原因（原因総数 1,100）の整理・分析を行った．その結果，トラブルの原因は，海外・国内ともに「保守不良」が全体の 45％程度を占め，最も多いことがわかった．
「運転不良」
については，海外が全体の 15％を占めているのに対して，国内は 10％と少ない．また，海外の「人的過誤」の割合は，23 〜 31％の範囲で推移しているのに対して，国内は 11 〜 22％程度であり，約 10 ポイント低いことが判明した．一方，全体像をみると海外・国内ともに個々のトラブル原因の割合は極めて類似している．このことから，海外の原子力発電所のトラブル情報を収集・分析することにより，国内プラントの設備や運用方法の改善提言を行ったり，運転経験として参考となる情報を提供することは有益な活動であると考える．
キーワード

原子力発電所，トラブル原因，人的過誤

Abstract
Abstract The trouble causes（total causes is 30,595）which occurred in overseas
nuclear power plants（NPPs）
during past nine years（from Jan. 2009 to Dec. 2017）and the troublecauses（total causes is 1,100）which occurred in domestic NPPs during same duration（from Apr.
2009 to Mar. 2017）
were classiﬁed and analyzed. As a result, the trouble causes was found tobe "the maintenance failure" both domestically and domestically, accounting for about 45% of
the total, the most frequent. Regarding "operation failure", overseas accounts for 15% of thetotal while domestic is as low as 10%. In addition, while the proportion of overseas "humanerror" has been in the range of 23 to 31%, domestic was found to be around 11 to 22%, which
was found to be about 10 points lower. On the other hand, looking at the overall trend, theproportion of individual troubles in both overseas and domestic are very similar. From these, it isa useful activity to provide recommendations for improving the facilities and operation methodsof domestic plants and to provide information to be useful as operating experiences by collecting
and analyzing trouble information of overseas NPPs.
Keywords

nuclear power plant, trouble cause, human error

1. はじめに

類コード付けしてデータベース化することにより各種の傾向分析（1）〜（23）を行い，同種もしくは類似のト

原子力安全システム研究所（以下「INSS」という）では , 海外の原子力発電所のトラブル情報を収集し，ラブルの発生を未然防止するための活動を継続して実施しているところである．

これらを個別に分析することにより国内の加圧水型

これらの活動のうち，トラブル原因分類法及び（PWR）発電所保有者へプラント設備や運用方法のトラブル原因の傾向分析結果については，INSS が改善提言を行ったり，運転経験として参考となる有,2008 年までに入手した事象まで報告している（1）（2）

益な情報を提供している．また , 個々のトラブル情が，それから９年が経過し，INSS における分析事

報について，プラントの運転状態 , トラブル原因 , ト

象数もこの９年間で24,733件増加している．そこで，ラブル発生機器，トラブルによる影響 , 対策等を分

今回これらのデータの整理・分析を試みたのでここ＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6に報告する．

2.

（2）発電所のトラブルを「設備」と「運用」に
大別INSS の原因分類法（3）設備面のトラブルに「経年劣化」を設定（4）運用面のトラブルは発電所の一般的な管理項

INSS では，2006 年より表１に基づく原因分類を目で分類適用しているが，これは発電所の実情にきわめて合（5）どの段階の誰の過誤かがわかるように「人的致した分類体系となっている．

過誤」を設定主な特長は，（6）不可抗力的な原因を「軽微想定外不良」とし（1）大分類，中分類，小分類の体系

て区分
表１

大分類

111

原因分類表

中分類

小分類
設計時の基準・規格・仕様書の不備

設計不良

設計者過誤（設計時の人的過誤）
現時点の基準に照らして不十分な設計
その他
製造者過誤（製造時の人的過誤）

製造不良 軽微想定外不良（製造時の品質水準では許容範囲内）
その他

設備

施工者過誤（建設時の人的過誤）
施工不良 軽微想定外不良（建設時品質水準では許容範囲内）
その他
電気機械設備他の経年劣化（変形，摩耗，腐食，応力腐食割れ，水素脆化，疲労割れ，脆化割れ，経年劣化 絶縁低下，接触抵抗増加，静電容量低下，潤滑不良，ひび割れ等）
原因未特定
偶発故障 偶発故障（耐用年数内のランダム故障）
保守計画不良（要領書・作業手順書などの不備による保守作業不良
作業者過誤（組立て不良，調整不良等の保守作業時の人的過誤）
保守不良 周辺状況不良（機器・工具不備，作業環境不備，指示・連絡不備等による保守員の作業不良）
軽微想定外不良（予知不可事象等）
その他
運転計画不良（要領書・運転手順書などの不備による運転操作不良）
操作者過誤（操作対象間違い等運転操作時の人的過誤）
運転不良 周辺状況不良（機器・工具不備，作業環境不備，指示・連絡不備等による運転員の操作不良）
軽微想定外不良（想定外事象への対応不十分による運転操作不良）

運用

その他
発電所運営不良
性能管理不良燃料管理不良放射線管理不良その他の廃棄物管理不良管理不良
水質管理不良防災管理不良出入管理不良その他

外部要因

想定内（地震，雷，送電線事故などによる機器損傷等）
想定外（妨害行為，テロによる機器損傷等）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6

112（7）トラブル原因は一つとは限らないことから，原因を重複計上等であるが，
分析実施者が選択しやすくなっている．

4. 分析結果（海外・国内の比較）（1）トラブル原因の全体像と推移
図１に，2009 年１月から 2017 年 12 月までの９年

3. 今回の原因分析対象事象

間に発生した海外の原子力発電所のトラブル原因（原因総数 30,595）並びに 2008 年４月１日から 2017

今回の原因分析対象事象は以下のとおりである．

年３月 31 日までの間に発生した国内の原子力発電所のトラブル原因（原因総数 1,100）を示す．

（1）海外トラブル

この図から，海外においては，トラブルは設備面2018 年３月 21 日までに，米国原子力規制委員会
や世界原子力発電事業者協会等から入手・分析しよりも運用面が多く，運用面のトラブルが全体の69％を占めていることがわかる．

た 事 象 で，2009 年 １ 月 １ 日 か ら 2017 年 12 月 31 日

設備面のトラブルでは設計不良が 10％と最も多までの間に発生したトラブル 24,733 件の原因 30,595

く，以下経年劣化，製造不良，施工不良，偶発故障

件．
（不明等を除いたトラブル原因総数；原因は重と続いている．

複計上）

運用面のトラブルの内訳をみると，保守不良がト
ラブル原因全体の 46％を占めている．また，運転（2）国内トラブル

不良は，全体の 15％を占める．

2018 年５月 28 日 ま で に ニュ ー シ ア に 登 録 され一方，国内においても全体の傾向は海外とおおた「法律に基づく報告」及び「保全品質情報」で，よそ同じであり，運用面のトラブルが 63％を占め，2008 年４月１日から 2017 年３月 31 日までの間に発そのうち保守不良が，トラブル原因全体では海外と生したトラブル 794 件の原因 1,100 件．
（不明等を除同様に 45％を占めていることがわかる．運転不良いたトラブル原因総数；原因は重複計上）については，10％と海外より５ポイント少ない．

また，これらのニューシア登録情報は，INSS の原因分類法に基づき分類している．

図２に，トラブル原因のうち，保守不良の内訳について，海外，国内別に分析した結果を示す．

なお，2011 年３月 11 日に発生した東京電力（株）

海外では，計画不良が 50％，作業者過誤が 31％

福島第一原子力発電所事故の影響で，長期停止プラを占めているのに対して，国内では，計画不良がントが多いことより，トラブル報告件数は減少して53％，作業者過誤が 27％を占め，海外の結果と類いる．

似していることがわかる．
図３に，トラブル原因のうち，運転不良の内訳について，海外，国内別に分析した結果を示す．
海外は，操作者過誤が 52％，計画不良が 31％，
周辺状況不良が 13％となっているのに対して，国トラブル原因数

30,595 件（事象数 24,733 件）

海外情報（2009年１月から2017年12月）

図１

トラブル原因数

1,100 件（事象数 794 件）

国内情報（2008年４月から2017年３月）

原子力発電所で発生したトラブル原因

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6

海外情報（保守不良（原因数13,989）の内訳）

図２

国内情報（保守不良（原因数495）の内訳）

トラブル原因のうち，保守不良の内訳

海外情報（運転不良（原因数4,682）の内訳）

図３

113

国内情報（運転不良（原因数113）の内訳）

トラブル原因のうち，運転不良の内訳

内は，操作者過誤が 36％，計画不良が 29％，周辺

図４に，各年（国内は年度）に発生したトラブル

状況不良が 25％であった．このように，国内の操の原因の推移を示す．海外はほぼ同じ傾向，国内は

作者過誤は , 海外より 16％低い．一方，周辺状況不

東京電力（株）福島第一原子力発電所事故に伴うト

良による運転員の操作不良は，海外の 13％と比較

ラブル報告件数の減少によりややバラツキが見らすると倍程度の 25％となっている．国内の周辺状

れる．

況不良には，操作時の連絡不備や狭隘な操作空間に

また，図５，図６は，各年（国内は年度）に発生よる誤操作，操作レバー等に保護カバーが取り付けしたトラブルの原因のうち，保守不良と運転不良のられていなかったことによる誤接触等が含まれる．

内訳の推移を示したものであるが，海外はほぼ同じ

図４

各年（年度）に発生したトラブル原因の内訳

114

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6

図５

保守不良の内訳の推移

図６

運転不良の内訳の推移

傾向，国内についても東京電力（株）福島第一原子設計者過誤，製造者過誤とともに，毎年ほぼ同じ推力発電所事故前までのデータについては，同じ傾向移を示している．

である．

国内についても，東京電力（株）福島第一原子力発電所事故以降のデータでは変動があるものの，作（2）トラブル原因に占める人的過誤の状況

業者過誤が多いのは同じである．

図７に，各年（国内は年度）に発生したトラブル

図８は，原因分類表の中分類項目として分類して原因に占める人的過誤の割合の推移を示す．人的過いる設計者過誤，製造者過誤，施工者過誤，作業者

誤の合計は，海外が 23 〜 31％の範囲で推移してい

過誤，操作者過誤の発生割合を海外と国内で比較しるのに対して，国内は 11 〜 22％程度であり，2008

たものである．

年度の 22％から 2016 年度の 16％と減少傾向を示している．

その結果，作業者過誤は，海外が 31％，国内が27％とほぼ同様の割合を占めているのに対して，操

海外では，作業者過誤が 15％程度と最も多く，次に多いのが操作者過誤となっている．

作者過誤は，海外の 52％に対して国内は 36％と低い．また，施工不良がトラブル原因に占める割合はまた，近年，施工者過誤がやや増加しているが，

図７

低いものの施工者過誤は，海外で 44％，国内では

人的過誤の内訳の推移

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6

図８

115

中分類における人的過誤の発生割合

52％といずれも高いことは注目される．そして，製造者過誤は，海外の 27％に対して国内は 13％と半連絡不備）の割合が高い．
c. ９年間の変化傾向は保守不良と同様である．

分以下となっていることがわかる．

5. まとめ（3）「人的過誤」
a. 海外の「人的過誤」の割合が 23 〜 31％の範囲で推移しているのに対して，国内は 11 〜 22％2009 年１月から 2017 年 12 月までの９年間に発生程度であり，約 10 ポイント低い．また，国内は，した海外の原子力発電所のトラブル原因と，2008

2008 年度の 22％から 2016 年度の 16％とやや減

年４月１日から 2017 年３月 31 日までの間に発生し少傾向を示しているが，これには作業者過誤のた国内の原子力発電所のトラブル原因の比較を行っ減少が寄与している．

た結果，以下が判明した．

b.「設計者過誤」，「製造者過誤」，「施工者過誤」（1）「保守不良」

について比較してみたところ，「施工者過誤」a. トラブルの原因は，海外・国内ともに「保守不については，海外が 44％，国内では 52％といず良」が全体の 45％程度を占め，最も多い．このれも高いことは注目される．

ことから海外・国内を問わず，トラブルの防止には保守管理方法の改善が有効である．

（4）全体像

b.「保守不良」の内訳は，海外・国内ともに「保以上の通り，海外・国内のトラブル原因について

守計画不良」が 50％程度，「作業者過誤」がは，多少の差異はあるものの，全体をみると類似し30％程度，「周辺状況不良」が 10％程度を占めていると言える．このことからも，海外の原子力発ており，同じ傾向である．

電所のトラブル情報を収集・分析することでプランc. ９年間の変化傾向をみると，海外はほとんど変ト設備や運用方法の改善提言を行ったり，運転経験わらない．一方，国内は東京電力（株）福島第として参考となる情報を提供することは有益な活動

一原子力発電所事故の影響で 2011 年度以降のトであると考える．INSS では，本活動を継続実施し，ラブル報告件数が減少していることから，バラトラブルの未然防止に貢献していく．

ツキがみられる．
（2）「運転不良」

文

献

a.「運転不良」については，海外が全体の 15％を

（1） 宮崎孝正，” 経年劣化や人的過誤等を含めた占めているのに対して，国内は 10％と少ない．

原子力発電所不具合事象の新たな原因分類

b.「運転不良」の内訳は，海外が「操作者過誤」

法とその適用結果 ”，INSS JOURNAL, Vol.4,

が 52％，「計画不良」が 31％，
「周辺状況不良」

p.434（2007）．

が 11％を占めているのに対して，国内は，「操（2） 高川健一，” 原子力発電所の不具合原因の傾向

作者過誤」が 36％，
「計画不良」が 29％，
「周辺

分析 ”，
INSS JOURNAL, Vol.17, p.269（2010）．

状況不良」が 25％であり，「操作者過誤」の割（3） 高 川 健 一，” 海 外 の原子力 発 電 所 に おける

合は低いが，「周辺状況不良」（作業環境，指示・運 転 員ヒューマンエラー 事 例 の 新しい 分 類

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 6116と利 用しや す い 事 例シートの 作 成 ”，INSS
JOURNAL, Vol.11, p.95（2004）．
（4） 高川健一，” 原子力発電所における人的過誤

INSS JOURNAL, Vol.18, p.267（2011）．
（18） 嶋 田 善 夫，” 原 子 力 発 電 所 の 運 転 経 験 情 報
分析に係る定量的評価手法の開発と活用 ”，の新しい分析方法とこれを適用した国内発電

INSS JOURNAL, Vol.23，, p.88（2016）．

所の保守不良の分析結果 ”，INSS JOURNAL,（19） 一木邦康，” 米国原子力発電所における安全文

Vol.14, p.293（2007）．
（5） 高川健一，” 米国原子力発電所における運転員化改善活動に関する分析 ”，INSS JOURNAL,
Vol, 16, p.233（2009）．

の人的過誤による原子炉自動停止事象の傾向（20） 小松輝雄，” 国内外原子力発電所における熱分析 ”，
INSS JOURNAL, Vol.16, p.219（2009）．

水 力 関 連 ト ラ ブ ル 事 例 の 傾 向 分 析 ”，INSS（6） 綾 野 輝 芳，” 米 国 原 子 力 発 電 所 の 高 稼 働 実
績 と 不 具 合 事 象 の 分 析 ”，INSS JOURNAL,
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（7） 宮 崎 孝 正，” 海 外 原 子 力 発 電 所 に お け る
不 具 合 事 象 の 傾 向 分 析（2003 年 ）”，INSS
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（11） 嶋田善夫，” 確率論的安全評価による安全上重要な海外原子力発電所不具合情報抽出方
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Vol.14, p.316（2007）．
（15） 嶋田善夫，” 米国原子力発電所におけるモー
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Vol.15, p.287（2008）．
（16） 嶋 田 善 夫，” 米 国 原 子 力 発 電 所 に お け る 変
圧 器 不 具 合 の 傾 向 分 析 ”，INSS JOURNAL,
Vol.16, p.228（2009）．
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JOURNAL, Vol.17, p.247（2010）．
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Vol.22, p.165（2015）．
（22） 徳 久 聡，” 米 国 原 子 力 発 電 所 に お け る ば ね
式 主 蒸 気 安 全 弁 の 不 具 合 発 生 傾 向 ”，INSS
JOURNAL, Vol.23, p.96（2016）．
（23） 徳久聡，” 米国原子力発電所におけるポンプの不具合発生傾向 ”，INSS JOURNAL, Vol.24,
p.146（2017）．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 7117

米国原子力発電所における熱交換器本体の不具合発生傾向
Trend Analysis of heat exchanger Failure Events at U.S. Nuclear Plants
徳久

聡（Satoshi Tokuhisa）＊1

要約
原子力発電所では，多数の熱交換器が使用されている . 本分析においては，原子力安全システム研究所の原子力情報データベースに登録されている米国原子力発電所の不具合事象から，熱交換器本体の不具合が扱われている 25 事象を抽出し，発生数の推移，不具合発生原因別，
不具合発生対策別の分類を行った．その結果，熱交換器の不具合は保守不良によるものが多い．
また，その対策として，手順書の改訂，補修が多い .
キーワード

原子力発電所 ,傾向分析 ,

熱交換器

Abstract
Many heat exchangers are used in nuclear power plants. In this study, 25 events
related to the failure of the body of heat exchangers at nuclear power plants in the UnitedStates were selected from the nuclear information database owned by the Institute of Nuclear
Safety System, and these events were analyzed in view of the history of occurrence, cause of
failure, countermeasures and the other factor. As a result, it was found that the cause of heatexchanger failure was often poor maintenance. Also, among the countermeasures, the number ofrevisions of procedures and of repairs were seen to be large.
Keywords

nuclear power plant, trend analysis, heat exchanger

1. はじめに「INPO」という），世界原子力発電事業者協会（World
Association of Nuclear Operators：以下「WANO」

原子力安全システム研究所（以下「INSS」という）という）の運転経験情報，および米国原子力規制委員

では，米国原子力発電所の不具合情報を収集し，そ会（Nuclear Regulatory Commission：以下「NRC」の情報で述べられている事象から得られる教訓によという）のEvent Notiﬁcation Report, Licensee Event

り，国内の加圧水型原子炉（PWR）に対策を必要

Report, 2001 年 以 降 に 発 行 さ れ た 仏 国 原 子 力 安（1）とする項目がないか，分析を行っている ．

全 規 制 局（Autorité de sûreté nucléaire： 以 下

本分析では，前述の分析の過程において，海外原「ASN」 と い う ） の MAGNUC 情 報， 国 際 原 子 力

子力発電所で発生した不具合情報を収集し構築した

機 関（International Atomic Energy Agency： 以

原子力データベースに登録されている熱交換器の不下「IAEA」という）の IRS 情報が登録されている．

具合事象の傾向分析を行うことにより，国内電力に

このうち，INPO, WANO の情報は非公開情報であ教訓となる項目の抽出ができないか検討を行った．

り，会員間の情報交換，共有を目的として作成・発行 さ れ て い る． 一 方，NRC の Event Notiﬁcation

2. 傾向分析

Report, Licensee Event Report, ASN の MAGNUC
情報，IRS 情報等は公開情報であり，一定の基準を2.1 分析対象とその抽出超える事象が発生した場合に，公衆へ通知することを目的として作成・発行されている．

INSS で構築している原子力情報データベースにしたがって本分析では，原子力情報データベース

は，1994 年以降に発行された米国原子力発電運転に登録されているなかで，2008 年から 2017 年の過協会（Institute of Nuclear Power Operation：以下

去 10 年間に米国原子力発電所で発生した不具合事＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 7118

象のうち，NRC の Licensee Event Report の原文情報に「exchanger」が記載されている事象を抽出

47%
（9 件）

53%
（10 件）

し，その内容から，蒸気発生器と復水器を除き，熱運転継続

交換器本体の不具合が取り扱われると判定した事象
25 件を分析の対象とした．

手動停止

2.2 全体傾向
原子力情報データベースに登録されている，2008
年から 2017 年の間の米国原子力発電所の公開情報

図２

プラントへの影響別分類（米国）で原文情報に「exchanger」が記載されていた不具交換器本体の不具合発生を減少させること，すなわ

合情報 152 件（2018 年５月 23 日時点）のうち，熱ち信頼性を維持・向上させることがプラントの稼働

交換器本体の不具合事象として 25 件を抽出した．

率の維持・向上に寄与することがわかる．

図１に米国原子力発電所で過去 10 年間の熱交換器本体の不具合事象の発生年毎の発生件数を示す．
発生件数は毎年数件程度と少なく，同程度で推移し

2.4 不具合原因別の分類
2008 年から 2017 年に発生した熱交換器本体の不ていることがわかる．

具合事象 25 件について，不具合原因別に分類した結果を図３に示す．

6
発4
生
件
数2
0

2008 2009 2010 2011 2012 2013 2014 2015 2016 2017

（1件）
4%
（1件）4%
4%（1件）
60%（15件）

保守不良

8%（2件）

運転不良

8%（2件）

設計不良

経年劣化
製造不良

発生年
図１

管理不良

熱交換器不具合発生件数の推移（米国）

外部要因

12%
（3件）

熱交換器のような個別機器の場合，不具合事象と

図３

して報告されるのは，熱交換器の不具合そのものが不具合原因別分類（米国）

対象として取り扱われるのではなく，プラントへの保 守 不 良 が 15 件（60%） と， 半 数 以 上 を 占 め，

影響の大きかった事象のうち，熱交換器が主原因と保守に起因する不具合は多い．このことより，適切なった場合であり，プラントへの影響の無かったな保守を実施すれば不具合発生を低減できると考え事象は，報告されていないことも考えられる．

られる．

2.3 プラントへの影響別分類

2.5 不具合対策別の分類

2008 年から 2017 年に発生した熱交換器本体の不前述の不具合事象 25 件の対策 42 件について , 熱交

具合 25 事象のうち出力運転中に発生した 19 事象に換器本体の各不具合原因において不具合対策を分類

ついて，プラントへの影響別に分類した結果を図２した結果を図４に示す．なお，不具合事象と対策のに示す．複数の影響があった場合は，そのうち最も件数が一致していないのは，1 つの不具合事象に複影響が大きいと考えられるものを取り上げた．

数の対策があるためである．対策として，手順書の計画外の手動停止といった原子力発電所の信頼性

改訂（16 件），補修（14 件）が多く，部品取替え（４に直接影響を与えた事象は９件（47%）と多く , 熱

件），点検・解析（４件），設計変更（４件）が少な

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 7

3. まとめ2%（1件）

10%
（4件）

36%
（16件）
手順書の改訂

10%
（4件）

補修
（改良含む）
部品取替え

10%
（4件）

点検・解析
設計変更
32%（14件）
図４

119

本分析では，公開情報に係る過去 10 年間に米国で報告された熱交換器本体の不具合について影響，原因，対策の３種類の切り口で分類を行い，考察を加えた．
（1）過去 10 年間に米国で報告された熱交換器本体の不具合は 25 件であった．発生件数は毎年数

その他

不具合対策別分類（米国）

件程度と少なく，同程度で推移している．
（2）熱交換器の不具合発生原因のうち，保守不良の割合が米国で多かった．国内では不具合発生原

かった．これらのことより，手順書の見直しの頻度因に関して，設計不良の割合が高く，保守不良を増やす等により不具合発生を削減することが可能の割合が小さかった．わが国では，メーカと事となる．

業者がより一層連携し，設計，施工，保守を行っ

2.6 わが国の事象の不具合抽出と分類
わが国の蒸気発生器および復水器を除く熱交換器
本体に関係する不具合事象を原子力施設情報公開ラ（2）ていく必要がある .

文献（1） 宮崎 孝正他，
「海外原子力発電所における不具

イブラリー（NUCIA） で調査した（2018 年６月

合事象の傾向分析（2004 年），INSS JOURNAL,

27 日現在）ところ，国内では 2002 年から 2011 年まVol. 12, pp. 82（2005）．

での 10 年間で 21 件が報告された . 米国と同様に熱交（2） 一般社団法人

原子力安全推進協会，原子

換器本体の不具合の分類を行った結果を図５に示力施設情報公開ライブラリー，http://www.

す．設計不良が 10 件，保守不良が８件，施工不良

nucia.jp/（2018 年６月４日現在）．

が３件であった．米国と比較し設計不良の割合が高（3） 日本原子力産業会議，「世界の原子力開発のく，保守不良の割合が小さいことがわかる．

動向（各年）．
（4） 米国 NEI（原子力エネルギー協会）http://www.

14%（3件）nei.org/

48%
（10件）

（５）
（独）原子力安全基盤機構 原子力施設運転管
設計不良

理年報平成 24 年度版（平成 23 年度実績），平成 24 年 10 月 P36．

保守不良
施工不良
38%
（8件）
図５

不具合原因別分類（日本）INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8120

運用上の介入レベルに基づく被ばく線量計算手法の検討− OIL1，２用再浮遊係数の評価−
Study on Dose Calculation Method for Operational Intervention Level‑ Evaluation of the Resuspension Factor for OIL1 and OIL2 ‑吉田至孝（Yoshitaka Yoshida）＊1

高橋俊佑（Shunsuke Takahashi）＊2

要約
運用上の介入レベル（Operational Intervention Level: OIL）は，原子力災害対策指針において，全面緊急事態（General Emergency: GE）に該当してから数時間以降，１週間以内に緊
急時防護措置を準備する区域（Urgent Protective Action Planning Zone: UPZ）および UPZ 外に
対する防護措置を行う判断となる指標である．このうち緊急時防護措置（OIL1）および早期防護措置（OIL2）の被ばく経路は，沈着した放射性物質によるグランドシャイン，再浮遊による吸入，不注意な経口摂取とされている．再浮遊係数は，沈着した放射性物質の再浮遊による被ばく線量の計算に用いられ，一般的に 10‑4 〜 10‑10（m‑1）とされており，これまでは 10‑4（m‑1）を用いてきたが，その根拠は明確でなかった．本研究では，チェルノブイリ事故ならびに福島第一原発事
故時の再浮遊係数実測データを分析して，OIL1 および OIL2 に基づく被ばく線量評価に用いる再浮遊係数を評価し，試計算を実施した．その結果，再浮遊係数は，事故からの経過時間と対数反比例関係にあり，かつ人的擾乱や火災による影響が認められ，OIL1 用は 8.1 ╳ 10‑5（m‑1），OIL2
用は 6.2 ╳ 10‑6（m‑1）と評価した．試計算結果から，ヨウ素 131 による OIL1 被ばくにおいて再浮
遊物質吸入による影響が 16 〜 37% 程度みられたが，セシウム 137 や OIL2 被ばくにおける再浮遊物質吸入の影響は僅かであった．OIL2 被ばくにおける再浮遊物質吸入の寄与割合は，これまで用いてきた再浮遊係数と比べて大きく低下した．
キーワード

原子力防災，運用上の介入レベル，被ばく線量，再浮遊係数

Abstract
In the guideline for nuclear disaster countermeasures, the operational intervention
level（OIL）is an index for decision making of protective measures to be applied in an urgent
protective action planning zone（UPZ）
and in the zone immediately outside it, for the period
starting several hours after a general emergency is declared to within a week after this. The
signiﬁcant pathways of exposure of the urgent protective actions（OIL1）and the early protective
actions（OIL2）were the ground shine from radioactive materials deposited on the ground,inhalation due to the resuspension of deposited radioactive materials and the inadvertentingestion of soil. The resuspension factor（RF）
is used for dose calculation of an inhalation ofresuspended radioactive materials and generally made in the range of 10‑4 - 10‑10（m‑1）,we used
10‑4（m‑1）up to now. But the technical basis for this was unclear. In this study, we evaluatedthe RF measured data of the Chernobyl accident and the Fukushima Daiichi accident collectedfrom academic papers, estimated the RF for the dose calculation based on OIL1 and OIL2, andexecuted the test calculation. As a result, we found the RFs were an inverse proportion oflogarithms by elapsed time from the accident. The RFs of human activities and ﬁre were greaterthan those of stable condition. The estimated RF for OIL1 was 8.1 x 10‑5（m‑1）,and that for OIL2
was 6.2 x 10‑6（m‑1）. By the test calculation results, the percentage of resuspension substanceinhalation dose（RSID）was about 16 - 37 % in the OIL1 dose by iodine 131, but the inﬂuence of
RSID in the OIL1 dose by cesium 137 and that in the OIL2 dose were very small. The percentageof the RSID in the OIL2 dose decreased greatly compared with that calculated by the past RF.
Keywords

nuclear emergency preparedness, operational intervention level, radiation dose,
resuspension factor＊ 1 （株）原子力安全システム研究所＊ 2 関西電力（株）

技術システム研究所 （現（一社）原子力安全推進協会）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

1. 緒

言

121

よび OIL2 に基づく被ばく線量を試算した結果，再浮遊物質吸入による内部被ばく線量が占める割合

運用上の介入レベル（Operational Intervention

は，OIL1 では最大 42.4%，OIL2 では最大 33% にな

Level: OIL）は，原子力災害対策指針（1）において，ることがわかった．よって，再浮遊係数の桁が変化

全面緊急事態（General Emergency: GE）に該当しすると内部被ばく線量が大きく変化することから，てから数時間以降，１週間以内に緊急時防護措置を

設定根拠を明確にするとともに不確かさを把握して準備する区域（Urgent Protective Action Planningおく必要がある．

Zone: UPZ）および UPZ 外に対する防護措置を行本報告では，チェルノブイリ事故ならびに福島第う判断となる指標であり，国際原子力機関（IAEA）

一原子力発電所事故時の再浮遊係数実測データに着（2）を 参 考 に 緊 急 時 防 護 措 置（OIL1，

目して，情報を収集するとともに，事故発生からのOIL4），早期防護措置（OIL2），飲食物摂取制限（ス

経過時間や他の要因による再浮遊係数への影響を調

クリーニング基準，OIL6）の初期設定値が定めら

べ，OIL1 および OIL2 に基づく被ばく線量評価に用れている．

いる再浮遊係数を評価したので，その成果と今後の

が示す基準

（3）

初報

では，OIL に基づく被ばく線量計算式および使用する線量換算係数等について述べた．この中で，年間飲食物摂取量データの不確かさ，再浮遊係数の不確かさ，内部被ばく線量の評価期間の取り扱い，測定されない元素および同位体による影響の（4）

課題について述べる．

2. 再浮遊係数データの評価
再浮遊係数とは，放射性物質放出源からの放出はでは，こ無視できるような状況下において，土壌に沈着したのうち OIL6 に用いる年間飲食物摂取量データにつ放射性物質が再度空気中に浮遊する割合を，（1）式

いて評価した．残された課題のうち，OIL1 およびで求めたものである．

４項目について課題を提起した．前報

OIL2 に用いる再浮遊係数については，JAEA が評価に使用している再浮遊係数評価式（5） に基づき設( )=定していたが，その根拠は明確でなかった．また，米国では 1990 年に NUREG-1150 で５つの原子力発

( )
( )

電所のシビアアクシデントリスクが評価された際

ここで，
U：再浮遊係数（m‑1）に，環境影響リスクを評価するためのパラメータとBair：浮遊放射能濃度（Bq/m3）（6）

して再浮遊係数が示されている ．しかし，1980 年

Bdep：沈着放射能濃度（Bq/m2）

以前の知見に基づくものであったため，チェルノブ

i ：核種

（1）

イリ事故の知見は反映されていない．その後，2012
年に NUREG-1935 で SOARCA プロジェクトの報告

福島第一原子力発電所事故時に多くの環境モニタがまとめられた際においても，NUREG-1150 で使リングが実施され，原子力規制委員会ホームページ（7）

用された再浮遊係数がそのまま使用されている ．

上で測定値が公開されているが，同一日時，同一地

よって，チェルノブイリ事故ならびに福島第一原子点において浮遊放射能濃度と沈着放射能濃度が測定

力発電所事故を踏まえ，過去に評価された再浮遊係

され，再浮遊係数を求めることが可能なデータは殆数データが掲載された文献を収集して，再浮遊によ

どみあたらない．

る被ばく線量への影響を確認しておく必要がある．
OIL1 および OIL2 は，プルーム通過後の土壌沈着した放射性物質による被ばくを対象としており，汚染土壌からの外部被ばく，汚染土壌から再浮遊した
放射性物質の吸入による内部被ばく，汚染土壌の不そこで，学術論文を中心に再浮遊係数の実側デー
タを収集することとした．

2.1. 文献調査の概要

注意な経口摂取による内部被ばくを対象としてい文 献 調 査 で は， 再 浮 遊 係 数（Resuspension‑4

Factor）をキーワードとして学術論文データベース〜 10 （m ），その後は 10 〜 10 （m ）とされて等を検索した結果，実測データと思われる数値が記

る．再浮遊係数は，一般的に事故初期において 10
‑6

‑1

‑8

‑4

‑10

‑1

‑1

おり，初報において，10 （m ）を用いて OIL1 お載された文献を 41 件抽出した．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8122

抽出された文献を調査した結果，再浮遊係数は以上昇し，降水量が増加すると低下する．飽本

下の５つの要因による影響があることが示唆され（21）
は，福島事故後の計測において，降（2014）

水量が湿度と共に減少し風が強まる冬から春

た．

にかけて再浮遊係数が増加し，降水量や湿度① 沈着からの経過時間（土壌浸透，有機化合物が増加する夏から秋にかけて減少することをの生成など）（8）

Garger（1995） ら は， 事 故 か ら 117 日 後‑7‑1

10 m 程度であった再浮遊係数は，1957 日後
には 10

‑10

‑1

m 程度の値となることを示した．

② 人的擾乱（交通量，産業活動など）示した．
これらの知見を踏まえて文献を精査し，データ出
典元が同一である文献等を統合するとともに，再浮遊係数測定時における沈着後の経過時間が特定一般的に，除染作業や車両の通過，農作業できない文献を除外することにより，最終的に 13などの人的擾乱が再浮遊係数を上昇させる．

文献（8）〜（20）に整理した．再浮遊係数が測定された元（9）らは，チェルノブイリ
Wagenpfeil（1999）

素は８種類，データ数は 321 個であった．収集した事故後の実測値から，人的攪乱によって再浮データを付録表に示す．

遊係数が 1000 倍近く上昇することを示した．
（10）
は，集中的な除染作業が行Garger（1994）

われていた地域は他の地域と比べて大気中濃度が高くなっていることを示した．Garland と（11）

2.2. 再浮遊係数データの傾向分析収集したデータは，チェルノブイリ事故又は福島

Pomeroy（1994） は，日に 1 〜 2 時間しか利第一原子力発電所事故の日を起点として，測定日ま用されない駐車場でも，草原と比較すると再での経過日数を算出した．但し，測定日が年表示の浮遊係数が 20 倍程度高いことを示した．飽本

場合は当該年の９月 30 日と仮定し，年月表示の場（21）（2014） は，平日に利用の多い駐車場では，合は当該月の１日と仮定して算出した．測定日が期週末になると再浮遊係数が著しく低下するこ間で示されている場合は，測定開始日と測定終了日とを示した．

の中央値を使用した．

③ 放射性物質が付着した粒子の特性（粒径，化学物質特性など）

OIL に基づく被ばく評価では，再浮遊に影響を与えると考えられる５つの要因のうち，粒子，土壌な

一般的に，再浮遊係数は粒子径が大きくな

らびに気象の特性は考慮することが困難であるたるにつれて増加する．これは，揚力が風速おめ，事故発生後の経過時間と人的擾乱や火災の有無

よび粒子面積に伴い上昇するためと考えられでデータを分類した．

る．粒径が十分小さいと，風による動かす力

図１に元素別に事故発生後の経過時間で整理したに対する付着力の割合が大きくなり，急激に結果を示す．この図より，再浮遊係数はばらつきが

限界摩擦速度が上昇するためである．Garger

大きいものの，経過時間と両対数で反比例関係にあ（12）（1996） らは，かなり耕作された地域では，

ることがわかる．ヨウ素の再浮遊係数は 30 日後で

直径 15μm 以上の粒子の再浮遊係数が大きく，，セシウムの再浮遊係数は 30 日後
10‑5 〜 10‑6（m‑1）

直径 20μm 以下の粒子の場合，粒子径と再浮遊係数との間に正の線形の相関関係があること④ 沈着した土壌の特性（植生，有機物，水分量など）
一般的に，土壌が沼地のように湿分飽和しているかぎり再浮遊は起こらない．また，植生があると再浮遊係数は減少する．黒ボク土のような風食を受けやすい土壌は再浮遊係数が上昇する傾向にある．

再浮遊係数 [m -1 ]を示した．

1.E-04
1.E-05
1.E-06
1.E-07
1.E-08
1.E-09
1.E-101.E-11
1.E-12

Ce
I
Pu
Sr
1

10

⑤ 気象特性（風雨，湿度など）
一般的に，再浮遊係数は風速が増すに従い

Cs
Nb
Ru
Zr

図１

100
1000
経過時間 [day]

元素別再浮遊係数

10000

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8で 10‑5 〜 10‑7（m‑1），
2700 日付近では 10‑7 〜 10‑11（m‑1）
まで低下していた．セリウム，ニオブ，ルテニウム，
‑5

‑8

‑1

になり，
ジルコニウムは150日程度で10 〜10 （m ）

123

（2）

-4 -1.5
平均近似累乗計算式 U=10 T-4 -0.65
上限近似累乗計算式 U=10 T

プルトニウム，ストロンチウムは 2000 日程度で 10‑8

ここで，
U：再浮遊係数（m‑1）（m‑1）未満となっている．

T：経過時間（day）（3）

ばらつきの原因を分析するため，人的擾乱や火災
NUREG-1150 お よ び SOARCA プ ロ ジ ェ ク ト

図より，人的擾乱や火災発生時は，安定状態と比べで使用された再浮遊係数計算式を（4）式 に 示 す．

て１桁以上，特に火災時は大きく上昇していた．地

MACCS2 コードでは，短期，中期，長期に分けて震等の自然災害によって火災が発生しているような係数が与えられており，短期は１週間，中期は１年

状況下では再浮遊係数が最も大きく，避難など人的

間，長期はそれ以降とされている．SOARCA プロ

擾乱がある場合は安定状態に比べて再浮遊係数が大ジェクトでそれぞれの計算式に与えられる係数を表きくなると推察される．

１に示す．本計算式から得られた再浮遊係数と測定

再浮遊係数 [m -1 ]の有無でデータを分類した結果を図２に示す．この

1.E-04
1.E-05
1.E-06
1.E-07
1.E-08
1.E-09
1.E-101.E-11
1.E-12

図２

データとの比較結果を図４に示す．この図より，短期および中期では中央値が，長期では上限値が保守的な設定となっている．

安定
人的擾乱
火災
1

10

（4）

( ) /

=

ここで，
U：再浮遊係数（m‑1）

100
1000
経過時間 [day]10000

人的擾乱等による再浮遊係数への影響

Kj：j プロセスの再浮遊係数（m‑1）
rj：j プロセスの再浮遊半減期（s）
t ：経過時間（s）
j ：評価時期（1: 短期，2: 中期，3: 長期）

傾向分析結果から再浮遊係数は対数反比例関係にあることがわかった．そこで全データを用いて，累表１乗近似式を作成した．図３に全データと累乗近似の結果を示す．累乗近似式は，便宜的に１日経過時の‑4‑1

再浮遊係数計算式に与える係数

下限値
K1

中央値

‑6

上限値

‑5

10

10‑4

10

r1

2.6 ╳ 10

1.6 ╳ 10

3.1 ╳ 107（2）
式に平均近似累乗近似式を，（3）
式に上限近似累

K2

10‑8

10‑7

10‑6

乗計算式を示す．

r2

3.1 ╳ 10

1.6 ╳ 10

3.1 ╳ 108

K3

10‑10

10‑9

10‑8

r3

3.1 ╳ 108

1.6 ╳ 1093.1 ╳ 109

再浮遊係数 [m -1 ]再浮遊係数が 10 （m ）を通過するよう設定した．

1.E-04
1.E-05
1.E-06
1.E-07
1.E-08
1.E-09
1.E-101.E-11
1.E-12

U=10-4T -0.65

して累乗近似を行ったが，今後，福島第一原発事故

上限近似

図３

再浮遊係数データの近似式

今回収集した再浮遊係数データは，事故発生後短こで，事故直後の再浮遊係数を 10‑4（m‑1）と仮定

平均近似
100
1000
経過時間 [day]8は再浮遊係数のフィッティングは外挿となった．そ

測定値

10

7

7

期間のものが少なく，OIL1 に基づく被ばく評価でU=10-4T -1.5

16時の環境モニタリングデータの分析等から事故直10000

後の再浮遊係数データが公表されることを期待したい．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

再浮遊係数 [m -1 ]124

1.E-04
1.E-05
1.E-06
1.E-07
1.E-08
1.E-09
1.E-101.E-11
1.E-12

図４

2.3.

3.1. OIL1 被ばく線量計算式の概要
OIL1 被ばく線量は，初報（3）に示したようにグランドシャイン，再浮遊吸入，不注意な経口摂取によ

測定値
中央値
上限値
下限値
1

10

る被ばくを考慮して（7）式により算出した．再浮遊
吸入は１週間あたりの呼吸量と再浮遊係数を，不注
意な経口摂取は１週間あたりの不注意な経口摂取量

100
1000
経過時間 [day]10000

NUREG-1150 および SOARCA プロジェクトで使用された再浮遊係数と測定値の比較

OIL1，２用再浮遊係数の評価を考慮した．その際，１週間毎日摂取する際に，土壌に沈着した放射性物質が崩壊によって体内に摂取されるまでに減少する効果および摂取時期が遅くな
ると１週間の中で被ばくする期間も短くなる効果（すなわち７日目に摂取した放射性物質は実質１日間の被ばくとなる）を摂取量調整係数で考慮した．
この点については，OIL 判断基準の設定根拠のうち，再浮遊係数データの傾向分析結果より，元素別の再浮遊係数データの傾向には大きな違いは見られな
いこと，人的擾乱や火災によって再浮遊係数が上昇することがわかった．OIL に用いる再浮遊係数は，当該場所において人が平常の活動を継続することを想定する必要があるため，人的擾乱があることを前内部被ばく線量を預託線量とするかどうか議論を注意深く見ていく必要がある．
n

(

B
grd
inh
oral
H OIL
1 ( j ) =  H OIL1 ( i ) + H OIL1 ( i, j ) + H OIL1 ( i, j )
i =1

grd
w
H OIL
1 ( i ) = Bdep ( i ) Fgrd ( i )提とする必要があり，自然災害起因や自然災害が重

inh
w
w
H OIL
1 ( i , j ) = Bdep ( i ) Finh ( i , j ) Q U

複する場合には火災も考慮しておく必要がある．そ

oral
w
w
H OIL
1 ( i , j ) = Bdep ( i ) Foral ( i , j ) M r

こで，再浮遊係数は（3）式を用いて，１週間平均の再浮遊係数（OIL1 用）を（5）式により，１年間平均の再浮遊係数（OIL2 用）を（6）
式により求めた．そ，の 結 果，OIL1 用 の 再 浮 遊 係 数 は 8.1 ╳ 10‑5（m‑1）
OIL2 用の再浮遊係数は 6.2 ╳ 10‑6（m‑1）となった．
=



=



.

= 8.1 × 10.

= 6.2 × 10w
Q w = q wWadj
(i)

ここで，
UOIL1：OIL1 用の再浮遊係数（m‑1）

1

w
Wadj
( i ) =  (1 í t w ) e íȜ (i )t dt w=

上記で算出した OIL1，２用の再浮遊係数を用い

(

w

)

w
1
1
e íȜ ( i ) í 1 + w
2
Ȝ (i)
Ȝ (i)

w

ここで，
B
H OIL1（ j）：沈着放射性物質濃度に基づく OIL1 被ば
く線量（mSv）
H （i,j）：グランドシャインによる OIL1 被ばく
grd
OIL1

UOIL2：OIL2 用の再浮遊係数（m ）OIL1，２被ばく線量の試計算

w

0

‑1

3.

（7）

w
M w = m wWadj
(i)

（5）
（6）

)

線量（mSv）
ink
H OIL1（i,j）：再浮遊物質吸入による OIL1 被ばく線

量（mSv）
H （i,j）：不注意な経口摂取による OIL1 被ばく
oral
OIL1

線量（mSv）てそれぞれの OIL 判断基準の被ばく線量となるヨBdep（i）：沈着放射性物質濃度（Bq/cm2）

ウ素 131 とセシウム 137 の沈着放射能濃度を算出し，

w
F grd
（i）
：グランドシャイン１週間被ばく線量換算

初報（3）の結果と比較した．

）
係数（（mSv/w）/（Bq/cm2）
w
F inh
（i,j）
：再浮遊物質吸入１週間被ばく線量換算）
係数（（mSv/w）/（Bq/cm3）w
F oral（i,j）：経口摂取１週間被ばく線量換算係数（（mSv/w）/（Bq/g））

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

V（i）
：グランドシャイン線量率換算係数

表２

2

）
（
（mSv/h）/（Bq/cm ）Q ：補正後の呼吸量（cm3/w）

OIL1 被ばく線量が 84（mSv）となるヨウ素 131
沈着放射性物質濃度
OIL1

幼児

小児

成人

沈着放射性物質濃度（Bq/cm2）

2.36E+04

2.80E+04

3.19E+04

グランドシャイン
（mSv）

51.56
61.1
69.78
（61.4%） （72.7%） （83.1%）

再浮遊物質吸入
（mSv）

31.4
22.59
14.15
（37.4%） （26.9%） （16.8%）

不注意な経口摂取
（mSv）

1.04
（1.2%）w

3

q ：呼吸量（cm /w）
w

U：再浮遊係数（1/cm）
M w：補正後の不注意な経口摂取量（g/w）
mw：不注意な経口摂取量（g/w）
2

ρ：単位深さあたりの土壌密度（g/cm ）
w
W adj
（i）
：摂取量調整係数（−）

i：測定核種j：年齢区分
t w：時間（w）
λw（i）：測定核種の崩壊定数（1/w）

3.2.

OIL1 被ばく線量の試計算（3）

初報と比較するため，OIL1 の判断基準である
空間線量率 500（ μSv/h）が観測された時の被ばく
線量 84（mSv）から，（7）式によりヨウ素 131 とセシウム 137 の沈着放射能濃度を求めた結果を表２お

125

表３

0.31
（0.4%）

0.07（0.1%）OIL1 被 ば く 線 量 が 84（mSv） と な る セ シ ウ ム
131 沈着放射性物質濃度
OIL1

幼児

小児

成人

沈着放射性物質濃度（Bq/cm2）

2.31E+04

2.32E+04

2.33E+04

グランドシャイン
（mSv）

81.59
81.81
82.1
（97.1%） （97.4%） （97.7%）

再浮遊物質吸入（mSv）

2.36（2.8%）

2.17（2.6%）

1.9（2.3%）

不注意な経口摂取
（mSv）

0.05
（0.1%）

0.02（0.0%）

0（0.0%）

よび表３に示す．表２より，84（mSv）となるヨ
ウ素 131 沈着放射性物質濃度は，幼児が最小となり，再浮遊物質吸入による内部被ばくの影響が 37% を占めた．一方，セシウム 137 については，表３に示すとおり，幼児，小児，成人の沈着放射性物質濃度はほぼ同じで，グランドシャインによる外部被ばくが 97% 以上を占め，内部被ばくの影響は小さい．

3.3.

OIL2 被ばく線量計算式の概要

OIL2 被ばく線量は，初報（3） に示したように（8）

どうか議論を注意深く見ていく必要がある．
n

(

B
grd
inh
oral
H OIL
2 ( j ) =  H OIL 2 ( i ) + H OIL 2 ( i, j ) + H OIL 2 ( i, j )
i =1

grd
y
H OIL
2 ( i ) = Bdep ( i ) Fgrd ( i ) K h
inh
y
y
H OIL
2 ( i, j ) = Bdep ( i ) Finh ( i , j ) Q U
oral
y
y
H OIL
2 ( i, j ) = B dep ( i ) Foral ( i , j ) M ȡ

K h = (S f O f + (1 í O f ) )
y

y

（8）

y
adj

Q = q W (i)式により，グランドシャイン，再浮遊吸入，不注意

M y = m yWadjy ( i )な経口摂取による被ばくを考慮して算出した．グラ

Wadjy ( i ) =  (1 í t y ) e íȜ (i )t dt y

ンドシャインについては屋内外で通常の生活を行っ

1=

数を，再浮遊吸入は１年間あたりの呼吸量と再浮遊な経口摂取量を考慮した．その際，１年間毎日摂取y0ているものと仮定し，屋内生活割合と建屋遮へい係
係数を，不注意な経口摂取は１年間あたりの不注意

)

(

y

)

y
1
1
e íȜ ( i ) í 1 + y
2
Ȝ (i)
Ȝ (i)

y

ここで，
H BOIL2（ j）：沈着放射性物質濃度に基づく OIL2 被ばく線量（mSv）

する際に，土壌に沈着した放射性物質が崩壊によって体内に摂取されるまでに減少する効果および摂取

H （i）：グランドシャインによる OIL2 被ばく線

時期が遅くなると１年間の中で被ばくする期間も短量（mSv）ink
H OIL2（i,j）：再浮遊物質吸入による OIL2 被ばく線

くなる効果（すなわち 365 日目に摂取した放射性物

grd
OIL2

量（mSv）

質は実質１日間の被ばくとなる）を摂取量調整係数
で考慮した．この点については，OIL 判断基準の設
定根拠のうち，内部被ばく線量を預託線量とするか

H （i,j）：不注意な経口摂取による OIL2 被ばく
oral
OIL2

線量（mSv）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

表４

OIL2 被ばく線量が 105.12（mSv）となるヨウ素
131 沈着放射性物質濃度

F （i）：グランドシャイン１年間被ばく線量換算
y
grd

成人

1446.41453.51458.8

グランドシャイン
（mSv）

103.79104.3
104.68（98.7%） （99.2%） （99.6%）

再浮遊物質吸入（mSv）

1.02（1.0%）

0.73（0.7%）

0.42（0.4%）

不注意な経口摂取
（mSv）

0.31
（0.3%）

0.09（0.1%）

0.02（0.0%）

3

U：再浮遊係数（1/cm）yM ：補正後の不注意な経口摂取量（g/y）
m y：不注意な経口摂取量（g/y）

表５

OIL2 被ばく線量が 105.12（mSv）となるセシウ
ム 131 沈着放射性物質濃度

ρ：単位深さあたりの土壌密度（g/cm2）
Kh：被ばく低減係数（−）
Sf：建屋遮へい係数（−）
Of：屋内生活割合（−）
y
Wadj
（i）
：摂取量調整係数（−）

OIL2

幼児

小児

成人

沈着放射性物質濃度
Bdep（i）（Bq/cm2）

945.2

946.7

949

グランドシャイン
（mSv）

101.75101.9
102.15（96.8%） （96.9%） （97.2%）

再浮遊物質吸入（mSv）

3.16（3.0%）

3.04（2.9%）

2.86（2.7%）

不注意な経口摂取
（mSv）

0.22
（0.2%）

0.18（0.2%）

0.11（0.1%）

初報

本報

i：測定核種j：年齢区分t ：時間（y）
y

3.4.

OIL2 被ばく線量の試計算

初報（3）と比較するため，OIL2 の判断基準である
空間線量率 20（ μSv/h）が観測された時の被ばく線
量 105.12（mSv）から，（8）式によりヨウ素 131 とセシウム 137 の沈着放射能濃度を求めた結果を表４

沈着放射性物質濃度[Bq/cm２]yλ（i）：測定核種の崩壊定数（1/y）

40,00030,00020,00010,0000

幼児 小児 成人 幼児 小児 成人
I-131

および表５に示す．表４より，105.12（mSv）とな

セシウム 137 についても，表５に示すとおり，グランドシャインによる外部被ばくが 96% 以上を占め，内部被ばくの影響は小さい．これは，OIL1 に比べて再浮遊係数が１桁以上小さくなったためと考えられる．

4. 考 察

100%
80%
60%
40%
20%
0%

幼児

グランドシャイン

本報にて試計算した結果と，初報（3） にて再浮遊‑4

被ばく線量の占める割合 [%]ばくが98% 以上を占め，内部被ばくの影響は小さい．

OIL1 被ばく線量が 84（mSv）となる沈着放射性物質濃度‑1

係数を 10 （m ）として試計算した結果を比較し

図６

初報

図５

本報

成人でほぼ同じで，グランドシャインによる外部被初報

るヨウ素 131 沈着放射性物質濃度は，幼児，小児，

Cs-137

小児

成人

幼児

I-131
再浮遊物質吸入小児本報

q y：呼吸量（cm3/y）

初報

Q ：補正後の呼吸量（cm /y）y

本報（（mSv/w）/（Bq/g）
）

小児

初報

y
Foral
（i,j）
：経口摂取１年間被ばく線量換算係数

幼児

本報

）
係数（
（mSv/w）/（Bq/cm3）OIL2
沈着放射性物質濃度（Bq/cm2）

初報

F （i,j）：再浮遊物質吸入１年間被ばく線量換算
y
inh

本報

）
係数（
（mSv/w）/（Bq/cm2）

初報

Bdep（i）：沈着放射性物質濃度（Bq/cm2）

本報

126

成人

Cs-137
不注意な経口摂取

OIL1 被ばく線量が 84（mSv）となる場合の被ばく
線量の占める割合

た．OIL1 被ばく線量の比較結果を図５〜６に示す．

昇したが，セシウム 137 の濃度はほぼ同じであっ

図５より，OIL1 被ばく線量が 84（mSv）となるヨ

た．図６より OIL1 被ばく線量の内訳を見ると，ヨウ素 131 沈着放射性物質濃度は初報に比べて若干上

ウ素 131 は初報に比べてグランドシャインの割合が

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

127

増加し，
再浮遊物質吸入の割合が減少した．これは，その結果，以下の知見が得られた．

OIL1 が対象とする１週間被ばくでは，ヨウ素 131① 再浮遊係数は，事故からの経過時間と対数反の内部被ばくによる影響が大きく，再浮遊係数が若干低下したことによるものである．

比例関係にあり，累乗近似できる．
② 再浮遊係数は，人的擾乱や火災により安定状

OIL2 被ばく線量の比較結果を図７〜８に示す．
図７より，OIL2 被ばく線量が 105.12（mSv）とな態と比べて１桁以上，特に火災時は大きく上昇する．

る沈着放射性物質濃度は，ヨウ素 131 およびセシ③ OIL に用いる再浮遊係数は，当該場所においウム 137 ともに初報に比べて上昇した．図７よりて人が通常の活動を継続すること，ならびにOIL2 被ばく線量の内訳を見ると，ヨウ素 131 およ自然災害起因や自然災害と重複する場合は火びセシウム 137 ともに初報に比べてグランドシャイ

災も考慮しておく必要があることから，上限ンの割合が増加し，再浮遊物質吸入の割合が大きく累乗近似式を用いることが望ましい．

減少した．これは，再浮遊係数の違いによるもので，OIL2 用では 6.2 ╳ 10‑6（m‑1）と╳ 10‑5（m‑1）

沈着放射性物質濃度[Bq/cm２]

ある．

なった．

2,000
1,600
1,200
800
400
0

初報

幼児 小児 成人 幼児 小児 成人
Cs-137

再浮遊物質吸入による影響は僅かであった．
⑥ 初報の試算と比較した結果，特に OIL2 被ばく
線量の再浮遊物質吸入による寄与割合が大きく低下した．
本研究において以下の課題が見出された．
① 今回収集した再浮遊係数データは，事故発生後短期間のものが少なく，OIL1 に基づく被ば
く評価では再浮遊係数のフィッティングは外グランドシャイン

小児

成人

幼児

I-131
再浮遊物質吸入

小児

本報

初報

本報

初報

本報

初報

本報

初報

本報

初報

本報

挿となった．今後，福島第一原発事故時の環初報

被ばく線量の占める割合 [%]試算した結果，ヨウ素 131 による OIL1（１週

る OIL1 被ばくと OIL2（１年間）被ばくでは，

幼児

成人

Cs-137
不注意な経口摂取

OIL2 被ばく線量が 105.12（mSv）となる場合の被ばく線量の占める割合

5, 結⑤ 本報の再浮遊係数を用いて OIL 被ばく線量を16 〜 37％程度みられるが，セシウム 137 によOIL2 被ばく線量が 105.12（mSv）となる沈着放射
性物質濃度

100%
80%
60%
40%
20%
0%

図８

本報

間）被ばくにおいて再浮遊物質吸入の影響が

I-131
図７

④ OIL に用いる再浮遊係数は，OIL1 用では 8.1

言

本報告では，チェルノブイリ事故ならびに福島第一原子力発電所事故時の再浮遊係数実測データに着目して，情報を収集するとともに，事故発生からの経過時間や他の要因による再浮遊係数への影響を調べ，OIL1 および OIL2 に基づく被ばく線量評価に用いる再浮遊係数を評価し，試計算を実施した．

境モニタリングデータの分析等から事故直後の再浮遊係数データが公表されることを期待したい．
② OIL 判断基準の設定根拠のうち，内部被ばく
線量は IAEA（22）より預託線量とすることが明示されたので，線量換算係数データ等を見直していく必要がある．
今後も引き続き抽出された課題に対する検討を継続するとともに，具体的な活用方策に関する研究を推進していきたいと考える．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

128

謝

辞

the region of Chernobyl,” Atmospheric
Environment, 33［20］, pp.3313‑3323,（1999）．

本研究にあたり，
日本エヌ・ユー・エス㈱森山実氏，（10） E . K . G a r g e r , “ A i r c o n c e n t r a t i o n s o f

深谷友紀子氏には文献調査に協力いただいた．ここradionuclides in the vicinity of Chernobylに厚く感謝します．

and the effects of resuspension,” J. Aerosol

文献（1） 原子力規制庁，原子力災害対策指針，原子力規制委員会ホームページ，https://www.nsr.
go.jp/ data/000024441.pdf,（2015）．

Sci., 75, pp.745‑753,（1994）．
（11） J.A Garland, I.R Pomeroy, “Resuspensionof fallout material following the Chernobyl
Accident,” J. Aerosol Sci., 25, pp.793‑806,（1994）．
（12） E. Garner, S. Gordeev, et. al., “Resuspension（2） IAEA, Criteria for Use in Preparedness

and Deposition of Radionuclides Under

and Response for a Nuclear or Radiological

Various Conditions,” Proc. 1st Int. Conf. 'The

Emergency, IAEA GSG-2,（2011）．

radiological consequences of the Chernobyl（3） 吉田至孝，岩崎良人他，“ 運用上の介入レベ

accident', 18‑22 Mar,（1996）．

ルに基づく被ばく線量計算手法の検討−計（13） K W Nicholson, “The deposition, resus-

算式および線量換算係数等の整備− ”，INSS

pension and weathering of Chernobyl

JOURNAL, Vol.23, NT-9, pp.101‑129,（2016）.

derived material in the UK,” J. Radiol. Prot., 9,（4） 吉田至孝，高橋俊佑 , “ 運用上の介入レベル

pp.113‑119,（1989）．

に基づく被ばく線量計算手法の検討− OIL6（14） V. A. Kashparov, S. M. Lundin, et. al., “Forest

用飲食物摂取量の評価− ”, INSS JOURNAL,

fires in the territory contaminated as aVol.24, NT-10, pp.150‑166,（2017）．

result of the Chernobyl accident: radioactive（5） 木村仁宣，木名瀬栄他 ,“ 福島第一原子力発電

aerosol resuspension and exposure of fire-

所事故の防護措置と線量再構築（2）吸入摂

fighters,” J. Environ. Radioactivity, 51,

取による公衆の内部被ばく線量評価，日本原pp.281‑298,（2000）．

子力学会 2011 秋の大会，K37，（2011）．

（15） V.I. Yoschenko, V.A. Kashparov, et. al.,（6） J. L. Sprung, J. A. Rollstin, et. al., Evaluation

Resuspension and redistribution of radio-of Severe Accident Risks: Quantification

nuclides during grassland and forest firesof Major Input Parameters MACCS Input,

in the Chernobyl exclusion zone Part I. Fire

NUREG/CR-4551 vol.2 rev.1 part 7, US NRC,

experiments,” J. Environ. Radioactivity, 86,（1990）．

pp.143‑163,（2006）．

（7） Nathan Bixler, Joseph Jones, Doug Osborn,（16） Werner Holländer, “Resuspension factors

and Scott Weber, MACCS Best Practiceof Cs-137 in Hannover after the Chernobyl

as Applied in the State-of-the-Art Reactor

accident,” J. Aerosol Sci., 25［5］, pp.789‑792,

Consequence Analyses（SOARCA）Project,
NUREG/CR-7009, US NRC,（2014）．

（1994）．
（17） G. Rosner, R. Winkler, “Long-term variation（8） EK. Garger, L.R. Anspaugh, et. al., “A Test

（1986-1998）of post-Chernobyl Sr-90, Cs-137,

of Resuspension Factor Models against

Pu-238 and Pu-239, Pu-240 concentrations

Chernobyl Data Environmental Impact ofin air, depositions to ground, resuspension

Radioactive Releases,” Proc. of an Int. Symp.

factors and resuspension rates in south

Environ. Impact of Radioactive Releases

Germany,” Sci. of The Total Environment,（IAEA）, 8-12 May 1995, UCRL-JC-123712,

273［1‑3］, pp.11‑25,（2001）．

（1995）．

（18） 山口紀子 , 江口定夫 , 他 , “ 農業環境技術研究（9） F . W a g e n p f e i l , H . G . P a r e t z k e , e t . a l . ,所畑圃場における農作業に伴い巻き上がる土“Resuspension of coarse particles in壌粒子に含まれる放射性物質 ,” 農環研報 34,

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

pp.33‑41,（2015）．
（19） 赤田尚史 , 柿内秀樹 , 他 , “ 福島県郡山市における放射性セシウムの粒径別大気中濃度と再浮遊率 ,” 原子力学会秋の大会予稿集 , O2,（2012）．
（20） Centers for Disease Control and Prevention,“Scenario R: Atmospheric Resuspension ofRadionuclides,” https://www.cdc.gov/nceh/
radiation/brochure/pdf/Resuspension.pdf,（2017）．
（21） 飽本一裕 , “ 福島第一原発事故が及ぼしたセシ
ウム起源空間放射線量率の福島県における経時変化と場所依存性 ,” RADIOISOTOPES, 61,
pp.373‑378,（2012）．
（22） IAEA, Operational Intervention Levels for
Reactor Emergencies, IAEA EPR-NPP-OILs
2017,（2017）．

129

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

130

付録表
‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

備考

８

3.3E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Chernobyl

８8.2E-09

Cs

1986/4/26

1987

ウクライナ Chernobyl

８

3.2E-09

Cs

1986/4/26

1988

ウクライナ Chernobyl

８

1.4E-09

Cs

1986/4/26

1989

ウクライナ Chernobyl

８

6.0E-10Cs

1986/4/26

1990

ウクライナ Chernobyl

８8.0E-10Cs

1986/4/26

1991

ウクライナ Chernobyl

８

2.4E-10Cs

1986/4/26

1991/9/25

ウクライナ Chernobyl

８

4.3E-10Cs

1986/4/26

1991/9/25

ウクライナ Chernobyl

８

1.9E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17

ウクライナ Chernobyl

８

1.7E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17

ウクライナ Chernobyl

８

2.3E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17

ウクライナ Chernobyl

８

2.0E-07

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17９

1.0E-11Cs

1986/4/26

1991/8ウクライナ Pripyat-Beach

９

6.0E-11Cs

1986/4/26

1991/8ウクライナ Pripyat-Beach

９

1.0E-10Cs

1986/4/26

1991/8ウクライナ Pripyat-Beach

９

5.5E-09

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

1.7E-08

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

4.7E-07

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

7.5E-09

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

4.4E-08

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

9.0E-08

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

5.5E-07

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

7.2E-07

Cs

1986/4/26

1993/5ウクライナ Zapolie

人的擾乱

９

1.1E-10Cs

1986/4/26

1993/7ウクライナ Kopachi

９1.4E-10Cs

1986/4/26

1993/7ウクライナ Kopachi

９2.7E-10Cs

1986/4/26

1993/7ウクライナ Kopachi

９1.4E-09

Cs

1986/4/26

1994/5

ロシア Novozybkov

９2.6E-09

Cs

1986/4/26

1994/5

ロシア Novozybkov

人的擾乱

９

8.7E-09

Cs

1986/4/26

1994/5

ロシア Novozybkov

人的擾乱

９

1.9E-08

Cs

1986/4/26

1994/5

ロシア Novozybkov

人的擾乱

９

2.0E-07

Cs

1986/4/26

1994/5

ロシア Novozybkov

人的擾乱

９

4.0E-10Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1993/5

ウクライナ Zapolie

９6.0E-10Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1993/5

ウクライナ Zapolie

９6.3E-10Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1993/5

ウクライナ Zapolie

101.5E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

1.8E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

1.5E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

2.0E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

2.3E-07Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

1.0E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

1.9E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

1.7E-07

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Chernobyl

10

7.2E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

人的擾乱

10

8.5E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

人的擾乱

10

5.8E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

人的擾乱

10

5.9E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi人的擾乱

ウクライナ Chernobyl

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

付録表‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素131

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

10

8.8E-07Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

105.9E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

106.0E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

10

6.4E-07

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Kopachi

101.0E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod10

2.3E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod

10

4.2E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod

備考

10

1.1E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod

109.9E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod

10

1.0E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod

102.8E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod10

1.1E-07

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Korogod10

1.6E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

3.2E-06

Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

5.2E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

4.2E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

1.8E-07Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

1.5E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

2.6E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

9.0E-08

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Lelev

10

7.0E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

109.0E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

101.3E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

102.1E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

106.7E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

105.6E-08Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

102.1E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

104.0E-08

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Opachichi

109.7E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

人的擾乱

10

1.0E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

人的擾乱

10

9.0E-09

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

人的擾乱

10

7.7E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

人的擾乱

10

8.5E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

10

7.6E-08Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

10

1.1E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

108.7E-08

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Pripyat

10

3.3E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

107.5E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

105.9E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

101.6E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

102.8E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

105.5E-08Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

102.6E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

10

4.1E-08

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Yampol

101.0E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie10

1.1E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

132

付録表
‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

備考

10

6.8E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

10

1.7E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

10

9.2E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

10

1.0E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie10

2.1E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

10

5.5E-07

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zalecie

10

9.0E-08Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

10

1.1E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

105.3E-08

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

101.0E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

106.5E-08Nb

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

106.0E-09Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

103.0E-08Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

106.0E-08

Zr

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zapolie

101.0E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

人的擾乱

10

1.8E-07Ce

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

人的擾乱

10

4.2E-07

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

人的擾乱

10

1.2E-06

Cs

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

人的擾乱

10

2.2E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

103.0E-07Ru

1986/4/26

1986/9/14 〜 17*

ウクライナ Zimovitshe

113.0E-09

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Conlig

11

1.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Eskmeals

11

1.3E-06

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Harwell CM

117.3E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Harwell FC

11

6.0E-10Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Lerwick

11

2.3E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

デンマーク Bornholm

11

2.3E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

デンマーク Riso

11

2.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ドイツ Berlin

111.7E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ドイツ Braunschweig

11

4.9E-09

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ドイツ Neuherberg

113.2E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ノルウェー Skibotn

11

1.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ノルウェー Tromso

119.6E-09

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

フィンランド Nurmijärvi

11

1.2E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

ポーランド Warsaw

116.0E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Chilton

11

2.8E-07

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Compton

111.2E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Eskdalemuir

118.0E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Haven

11

9.4E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Orfordness

11

3.1E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/12

デンマーク Bornholm

11

3.1E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/12

デンマーク Riso

11

3.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/12

ドイツ Berlin

117.4E-09

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/12

ドイツ Neuherberg

113.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/12

ノルウェー Skibotn

115.9E-09

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1988/8

イタリア Ispra

11

2.8E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1989/10

ドイツ Braunschweig人的擾乱INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

付録表‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素133

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

11

1.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1989/10

ポーランド Warsaw

111.0E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1989/12

フィンランド Nurmijärvi

11

4.9E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1989/6

イギリス Chilton

11

1.6E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1989/6

イギリス Eskmeals

11

3.6E-09

Cs

1986/4/26

1987/1 〜 1989/12

オーストリア Klagenfurt

11

5.3E-09

Cs

1986/4/26

1987/1 〜 1989/8

オーストリア Bregenz

11

1.3E-08

Cs

1986/4/26

1987/1 〜 1989/8

オーストリア Vienna

11

4.5E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イタリア Ispra

11

1.2E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Conlig

11

3.1E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Eskmeals

11

1.2E-07

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Harwell CM

113.5E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Harwell FC

11

3.0E-10Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Lerwick

11

4.5E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

デンマーク Bornholm

11

4.5E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

デンマーク Riso

11

8.5E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ドイツ Berlin

113.7E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ドイツ Braunschweig

11

1.4E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ドイツ Neuherberg

111.7E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ノルウェー Skibotn

119.7E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ノルウェー Tromso

11

3.2E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

フィンランド Nurmijärvi

11

4.5E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

ポーランド Warsaw

115.2E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Chilton

11

2.9E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Compton

114.0E-09

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Eskdalemuir

114.0E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Haven

11

3.6E-08

Cs

1986/4/26

1987/7 〜 1988/6

イギリス Orfordness

118.0E-10Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Conlig

11

1.0E-10Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Lerwick

11

1.65E-08

Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Chilton

11

1.51E-08

Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Compton

111.4E-09

Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Eskdalemuir

11

4.05E-08

Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Haven

11

1.4E-08

Cs

1986/4/26

1988/7 〜 1989/6

イギリス Orfordness

11

1.1E-09

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Conlig

112.0E-10Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Lerwick

11

2.5E-08

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Chilton

11

1.73E-08

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Compton

112.1E-09

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Eskdalemuir

11

4.94E-08

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Haven

11

1.6E-08

Cs

1986/4/26

1989/7 〜 1990/6

イギリス Orfordness

115.0E-10Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Conlig

11

1.0E-10Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Lerwick

11

1.08E-08

Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Chilton

11

1.0E-08

Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Compton

11

1.1E-09

Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Eskdalemuir

備考INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

134

付録表
‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

備考

11

9.4E-09

Cs

1986/4/26

1990/7 〜 1991/6

イギリス Orfordness

115.0E-10Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Conlig

11

1.0E-10Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Lerwick

11

7.5E-09

Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Chilton

11

6.1E-09

Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Compton

111.0E-09

Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Eskdalemuir

115.5E-09

Cs

1986/4/26

1991/7 〜 1992/6

イギリス Orfordness

124.4E-10Cs

1986/4/26

1993

ウクライナ Zapolye

121.8E-10Pu

1986/4/26

1993

ウクライナ Zapolye

122.2E-10Cs

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Beach-Pripyat

12

1.1E-10Pu

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Beach-Pripyat

122.0E-10Cs

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Kopachi

122.4E-11Pu

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Kopachi

126.3E-10Cs

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Kovali

121.1E-09Pu

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Kovali

123.1E-10Cs

1986/4/26

1992 〜 1994

ウクライナ Mikulichi

127.7E-10Cs

1986/4/26

1992 〜 1994

ロシア Novozybkov

13

9.0E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Orfordness

13

1.5E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Tromso

13

6.0E-10Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Lerwick

13

6.0E-08

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Chilton

13

1.3E-06

Cs

1986/4/26

1986/7 〜 1987/6

イギリス Harwell carpark14

1.1E-07

Cs

1986/4/26

1997/5ウクライナ Kiev

火災

15

1.7E-07

Cs

1986/4/26

2001/10/10

ウクライナ Chernobyl

火災

15

3.8E-09Pu

1986/4/26

2001/10/10

ウクライナ Chernobyl

火災

15

4.9E-09Pu

1986/4/26

2001/10/10

ウクライナ Chernobyl

火災

15

3.7E-07

Sr

1986/4/26

2001/10/10

ウクライナ Chernobyl

火災

15

1.9E-07

Cs

1986/4/26

2002/4/18

ウクライナ Chernobyl

火災

15

1.3E-08Pu

1986/4/26

2002/4/18

ウクライナ Chernobyl

火災

15

1.3E-08Pu

1986/4/26

2002/4/18

ウクライナ Chernobyl

火災

15

1.8E-07

Sr

1986/4/26

2002/4/18

ウクライナ Chernobyl

火災

15

4.7E-08

Cs

1986/4/26

2003/5/15

ウクライナ Chernobyl

火災

15

2.5E-08Pu

1986/4/26

2003/5/15

ウクライナ Chernobyl

火災

15

3.2E-08Pu

1986/4/26

2003/5/15

ウクライナ Chernobyl

火災

ウクライナ Chernobyl

火災

15

1.1E-07

Sr

1986/4/26

2003/5/15

16

2.14E-06

Cs

1986/4/26

1986/5/1 〜 6/1

ドイツ Hannover17

6.4E-09

Cs

1986/4/26

1986

ドイツ Nürnberg

172.2E-09

Cs

1986/4/26

1987

ドイツ Nürnberg

171.0E-09

Cs

1986/4/26

1988

ドイツ Nürnberg

176.4E-10Cs

1986/4/26

1989

ドイツ Nürnberg

174.8E-10Cs

1986/4/26

1990

ドイツ Nürnberg

174.4E-10Cs

1986/4/26

1991

ドイツ Nürnberg

173.9E-10Cs

1986/4/26

1992

ドイツ Nürnberg

172.6E-10Cs

1986/4/26

1993

ドイツ Nürnberg

17

1.4E-10Cs

1986/4/26

1994

ドイツ Nürnberg

17

1.3E-10Cs

1986/4/26

1995

ドイツ Nürnberg

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

付録表‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素

135

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

17

1.5E-10Cs

1986/4/26

1996

ドイツ Nürnberg

17

1.4E-10Cs

1986/4/26

1997

ドイツ Nürnberg

17

1.3E-10Cs

1986/4/26

1998

ドイツ Nürnberg

17

6.1E-10Pu

1986/4/26

1986

ドイツ Nürnberg

17

3.6E-10Pu

1986/4/26

1987

ドイツ Nürnberg

17

1.6E-10Pu

1986/4/26

1988

ドイツ Nürnberg

172.3E-10Pu

1986/4/26

1989

ドイツ Nürnberg

備考172.4E-10Pu

1986/4/26

1990

ドイツ Nürnberg

172.1E-10Pu

1986/4/26

1991

ドイツ Nürnberg

172.6E-10Pu

1986/4/26

1992

ドイツ Nürnberg

17

1.1E-10Pu

1986/4/26

1993

ドイツ Nürnberg

17

1.1E-10Pu

1986/4/26

1994

ドイツ Nürnberg

173.4E-11Pu

1986/4/26

1995

ドイツ Nürnberg

174.0E-11Pu

1986/4/26

1996

ドイツ Nürnberg

174.0E-11Pu

1986/4/26

1997

ドイツ Nürnberg

17

1.6E-10Pu

1986/4/26

1986

ドイツ Nürnberg

17

1.2E-10Pu

1986/4/26

1987

ドイツ Nürnberg

178.6E-11Pu

1986/4/26

1988

ドイツ Nürnberg

176.3E-11Pu

1986/4/26

1989

ドイツ Nürnberg

175.8E-11Pu

1986/4/26

1990

ドイツ Nürnberg

174.9E-11Pu

1986/4/26

1991

ドイツ Nürnberg

174.0E-11Pu

1986/4/26

1992

ドイツ Nürnberg

172.2E-11Pu

1986/4/26

1993

ドイツ Nürnberg

171.7E-11Pu

1986/4/26

1994

ドイツ Nürnberg

17

1.1E-11Pu

1986/4/26

1995

ドイツ Nürnberg

17

1.3E-11Pu

1986/4/26

1996

ドイツ Nürnberg

171.0E-11Pu

1986/4/26

1997

ドイツ Nürnberg

172.5E-10Sr

1986/4/26

1986

ドイツ Nürnberg

17

1.6E-10Sr

1986/4/26

1987

ドイツ Nürnberg

17

1.4E-10Sr

1986/4/26

1988

ドイツ Nürnberg

17

1.2E-10Sr

1986/4/26

1989

ドイツ Nürnberg

178.0E-11Sr

1986/4/26

1990

ドイツ Nürnberg

177.4E-11Sr

1986/4/26

1991

ドイツ Nürnberg

177.4E-11Sr

1986/4/26

1992

ドイツ Nürnberg

175.8E-11Sr

1986/4/26

1993

ドイツ Nürnberg

172.3E-11Sr

1986/4/26

1994

ドイツ Nürnberg

172.1E-11Sr

1986/4/26

1995

ドイツ Nürnberg

171.8E-11Sr

1986/4/26

1996

ドイツ Nürnberg

171.7E-11Sr

1986/4/26

1997

ドイツ Nürnberg

18

4.5E-07Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

185.2E-07Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

18

6.1E-07Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

18

6.2E-07Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

18

3.6E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市人的擾乱

18

3.9E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市人的擾乱

188.1E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

人的擾乱INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 8

136

付録表
‑1

文献番号 再浮遊係数［m ］ 元素

対象 13 文献から抽出した再浮遊係数データ一覧
放出開始

測定期間

測定場所

備考

18

8.7E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

18

1.2E-06I

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

人的擾乱

181.7E-06I

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市

188.1E-06I

2011/3/11

2011/4/7

茨城県つくば市人的擾乱

18

2.6E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市人的擾乱

18

3.4E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市人的擾乱

187.1E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市人的擾乱

187.7E-06

Cs

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市

人的擾乱

18

1.8E-06I

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市人的擾乱

18

4.3E-06I

2011/3/11

2011/4/8

茨城県つくば市

人的擾乱

191.0E-09Cs

2011/3/11

2011/8 〜 11福島県郡山市191.0E-08Cs

2011/3/11

2011/8 〜 11福島県郡山市20

5.6E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Zapolie

20

7.7E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Zapolie

20

9.8E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Zapolie

20

5.3E-09

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Chernobyl

20

3.3E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Chernobyl

20

8.3E-08

Cs

1986/4/26

1986

ウクライナ Chernobyl

20

1.3E-09

Cs

1986/4/26

1987

ウクライナ Chernobyl

20

8.2E-09

Cs

1986/4/26

1987

ウクライナ Chernobyl

20

1.7E-08

Cs

1986/4/26

1987

ウクライナ Chernobyl

20

4.0E-10Cs

1986/4/26

1988

ウクライナ Chernobyl

20

3.2E-09

Cs

1986/4/26

1988

ウクライナ Chernobyl

20

7.0E-09

Cs

1986/4/26

1988

ウクライナ Chernobyl

20

2.0E-10Cs

1986/4/26

1989

ウクライナ Chernobyl

20

1.4E-09

Cs

1986/4/26

1989

ウクライナ Chernobyl

20

3.4E-09

Cs

1986/4/26

1989

ウクライナ Chernobyl

20

8.0E-11Cs

1986/4/26

1990

ウクライナ Chernobyl

20

6.0E-10Cs

1986/4/26

1990

ウクライナ Chernobyl

20

1.5E-09

Cs

1986/4/26

1990

ウクライナ Chernobyl

20

1.0E-10Cs

1986/4/26

1991

ウクライナ Chernobyl

20

8.0E-10Cs

1986/4/26

1991

ウクライナ Chernobyl

20

1.8E-09

Cs

1986/4/26

1991

ウクライナ Chernobyl

20

2.0E-10Cs

1986/4/26

1992

ウクライナ Zapolie

20

7.0E-10Cs

1986/4/26

1992

ウクライナ Zapolie

20

1.2E-09

Cs

1986/4/26

1992

ウクライナ Zapolie

20

5.0E-10Cs

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

1.5E-09

Cs

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

2.5E-09

Cs

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

1.0E-09Pu

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

2.7E-09Pu

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

6.4E-09Pu

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

1.1E-09

Sr

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

2.4E-09

Sr

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

20

5.9E-09

Sr

1986/4/26

1991/12ウクライナ Kiev

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9

137

シビアアクシデント演習ツールの改良
Improvement of the severe accident practice tool川崎中村

郁夫（Ikuo Kawasaki）＊1

晶（Akira Nakamura）＊1

高橋俊佑（Shunsuke Takahashi）＊2

要約
東京電力福島第一原子力発電所事故の教訓を踏まえて開発したシビアアクシデント（SA）演習ツールにおいて，緊急時活動レベル（EAL）判断基準の見直し等を反映して演習ツー
ルの改良を行った．主な改良点は，EAL 判断基準の変更点を含む演習シナリオの作成，演習シ
ナリオ時間の延長および事象進展の早送り機能の強化等である．本演習ツールを用いて SA 研修を実施し，研修受講者が EAL 判断基準の変更点について理解を深めることができたことを確認
した．
キーワード

シビアアクシデント（SA）演習ツール，シビアアクシデント（SA），緊急時活動レベル（EAL），
警戒事象，特定事象，緊急事態事象，原子力災害対策特別措置法（原災法）

Abstract
We developed the severe accident（SA）
practice tool based on lessons learned in
the accident at the Tokyo Electric Power Company Fukushima Daiichi Nuclear Power Station.
Reﬂecting the review of EAL criteria, we utilized the developed SA practice tool. Major
improvements include preparation of exercise scenarios including changes of EAL criteria,
extension of exercise scenario time and enhancement of fast forward function of event progress.
We conducted SA training using this practice tool and conﬁrmed that the participants were able
to deepen their understanding of the changes in EAL criteria.
Keywords

severe accident practice tool，severe accident（SA），Emergency action level（EAL），
Alert，Site Area Emergency，General Emergency，Act on Special Measures Concerning Nuclear Emergency Preparedness

1. 緒言の原災法第 15 条，25 条に該当する．原子力発電所
において事故が発生した場合は，発電所の原子力緊

東京電力福島第一原子力発電所の事故の安全対策（1）

急対策本部の構成員がそれぞれの事象判断（EALのうち，「事故時の判断能力の向上（対策 12）」 に判断）を迅速かつ的確に実施して，関係各所に通報

おいて，シビアアクシデント（SA）教育の更なる連絡を実施しなければならない．

充実が求められている．

これらを踏まえて，当該本部構成員が SA 発生時

また，平成 25 年度から原子力災害対策特別措置に適切な対応ができるようになることを目的とし（2）

法（以下，原災法という） 第６条の２第１項におて，SA 理解のための効果的教育・訓練ツールの検

（3）
において，
いて定められた「原子力災害対策指針」

討を行い，当該本部構成員自らがプラント構成およ

原子力災害事前対策として緊急事態区分及び緊急時

び応答，ならびに EAL 判断基準等を知識として習活動レベル（EAL）が定められた．緊急事態区分

得し，SA 時の本部対応を模擬体験できる SA 演習の設定は，レベル１「警戒事態（AL）」，レベル２

ツールを開発した．

「施設敷地緊急事態（SE）」，レベル３「全面緊急事

SA 演習ツールの訓練シナリオ用データは，過去

態（GE）」の３段階としている．
「警戒事態（AL）」の防災訓練シナリオ解析（4）〜（7）で実施した訓練デー

は新規追加され，「施設敷地緊急事態（SE）」は従

タを加工して作成し，演習を効率的に行うため限ら

来の原災法第 10 条，「全面緊急事態（GE）」は従来れた時間で複数の事象を演習することを想定して，＊ 1 （株）原子力安全システム研究所＊ 2 関西電力（株）

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9138

１つのシナリオの事象進展時間は 30 分とし，訓練して原子炉冷却材漏えい，２次系の事象として２次データの中から主要事象を含む 30 分間のデータを

系給水喪失を採用した．

使用している．

今回の EAL 見直し内容（判断基準）を演習に反平成 29 年度に原子力災害対策指針等の改正に伴映すべく，機器の故障タイミング等を検討し，原子い，EAL 判断基準についても一部見直しされた

炉冷却材漏えい事象のクロノロジ（表１）および２

ことにより，従来の演習シナリオでは見直し後の次系給水喪失事象のクロノロジ（表２）を作成しEAL に対応していないものがほとんどであり，新た．なお，クロノロジは美浜，高浜，大飯発電所

EAL の判断に対応していないことから，演習シナ共通とした．それを基にして発電所ごとに SA 解析

リオを抜本的に見直す必要性が発生した．また，開コード MAAP による解析を実施した．MAAP 解析

発した SA 演習ツールおよび演習シナリオを用いて時間は，事象発生から放射性物質漏えいまで，一連

関西電力の SA 研修を実施して，これまでに有効の流れを追えるよう 40 時間とし，３発電所╳ 2 ケー

（8）
（9）
,

性を確認

した結果，従来の１シナリオあたり

30 分間の演習では演習前後のプラント状況がつかス，合計６ケースの安全重要パラメータ表示システム（SPDS）の演習用データを作成した．

みづらいという課題があった．それらを踏まえて，

SA 教育ツールにセットする SPDS データは，SA

更に教育効果を上げるために演習ツールの改良を

研修の時間（２時間）を考慮して，事象発生 10 分行った．

前から炉心損傷 10 分後までとした．
演習実施後の解説資料については今回の EAL 見

SA 演習ツールの改良点

直し内容を踏まえて，演習の事象の概要，発生した

2.1. 演習シナリオの新規作成等を作成した．解説資料の一例として，美浜３号機

2.

平成 29 年度に EAL の判断基準が一部見直しされ

EAL の判断基準および解説，通報連絡票の記載例
原子炉冷却材漏えい（LOCA）事象のものを図１〜５に示す．

た．代表的なものとして，原子炉冷却材漏えい時に，

表１ 演習シナリオクロノロジ（原子炉冷却材漏えい事象）

従来は非常用炉心冷却装置作動により SE21（原子炉冷却材漏えいによる非常用炉心冷却装置作動）と判断していたが，今回の見直しにより非常用炉心冷却装置による一部注水不能や全注水不能が発生した

主要なイベント

事象発生からの経過時間
美浜３号機 高浜３号機 大飯３号機

LOCA 発生

０分

０分

０分

原子炉トリップ

０分

０分

０分

ECCS 作動（SI 信号）

０分

０分

０分

A,B- 非常用 DG 自動起動

０分

０分

０分

A-SIP 起動失敗

０分

０分

０分

圧注入ポンプ，余熱除去ポンプ）による一部注水

B-SIP 起動

０分

０分

０分

不能や注水不能が発生した場合には SE21，GE21 とA-RHRP 起動

０分

０分

０分

判断することになった．また，２次系給水喪失時

B-RHRP 起動

０分

０分

０分

２次系強制冷却開始

10 分

10 分

10 分

A-RHRP 停止

20 分

20 分

20 分

A,B- 非常用 DG 故障停止

30 分

30 分

30 分

B-SIP 停止

30 分

30 分

30 分

B-RHRP 停止

30 分

30 分

30 分

炉心出口温度 350℃超過

52 分

56 分

56 分

57 分

１時間２分

59 分

時点でそれぞれ SE21 および GE21 と判断することになった．なお，恒設代替低圧注水ポンプ等のシビ
アアクシデント設備やアキュームレータによる注水が行なわれたとしても，設計基準事象対応設備（高に，従来は蒸気発生器狭域水位 0% 未満になった後，ECCS 機器による注水不能で GE24（蒸気発生器給水機能喪失後の非常用炉心冷却装置注水不能）と判断していたが，今回の見直しにより全ての蒸気発生器広域水位が 10％未満という条件等が新たに追加された．
これらの変更により，従来使用していた演習シナリオでは EAL の判断基準が異なるため，判断基準の変更点を含む演習シナリオを新規作成することとした．演習シナリオについては，
SA 研修の時間（２時間）を考慮して，今回は代表的な１次系の事象と被覆管破損
炉心損傷検知１時間２分 １時間４分 １時間１分

CV 最高使用圧力到達

13時間13分 11時間48分 24時間７分

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9139

表２ 演習シナリオクロノロジ（２次系給水喪失事象）
事象発生からの経過時間

主要なイベント

美浜３号機 高浜３号機 大飯３号機

原子炉トリップ

０分

０分

０分

外部電源喪失０分

０分

０分

A,B- 非常用 DG 自動起動

０分

０分

０分

主給水 P 停止

０分

０分

０分

A,B-M/D-AFW P 起動

０分

０分

０分

T/D-AFW P 起動

０分

０分

０分

A,B-M/D-AFW P 停止

10 分

10 分

10 分

T/D-AFW P不調により補助給水流量低下

20 分

20 分

20 分

T/D-AFW P 停止

30 分

30 分

30 分

SG 狭域水位 0% 未満

55 分

57 分

52 分

A,B- 非常用DG故障停止（SBO）

１時間

１時間

１時間

ECCS 機器停止

１時間

１時間

１時間

図３

訓練内容の解説（3/5）

図４

訓練内容の解説（4/5）

図５

訓練内容の解説（5/5）

全てのSG広域水位10%未満 ２時間53分 ２時間45分 ２時間51分
炉心出口温度 350℃超過 ４時間23分 ４時間１分 ４時間８分
被覆管破損

５時間50分 ５時間14分 ５時間14分

炉心損傷検知７時間45分 ５時間47分 ５時間49分

CV 最高使用圧力到達 12時間45分 18時間14分 16時間44分

図１

訓練内容の解説（1/5）

2.2. 演習シナリオ時間の延長
従来は１つの演習シナリオを 30 分間としていたが，事象がある程度進んだ状況での演習シナリオでは，演習開始前のプラント状況の把握がかなり難し
いとの意見があり，事象発生から事象収束までの事
図２

訓練内容の解説（2/5）

象進展および EAL 判断が確認できるように，演習

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9140

シナリオ時間の延長を可能にした．
演習シナリオの時間は，毎年実施されている防災
訓練の SPDS データのフルタイムを想定し，最大 50
時間の事象進展シナリオのデータおよびトレンドグ
ラフを表示できるようにした．それに伴い，早送り機能の強化として，事象速度は従来の２倍速，４倍速に加えて，新たに８倍速，16 倍速，32 倍速，64倍速を追加した．
（図６〜 10 参照）
図９

図６

シビアアクシデント教育ツール起動画面

図 10

訓練プラントステータス画面

訓練環境監視データ（狭域）画面

演習において，事象発生時のプラント状況やパラ
メータの確認を行う際には通常速度を使用し，新たな事象発生までに時間がかかる場合には適宜事象速度を切り替えて早送りすることにより，効率的に演習を進められるようにした．
演習シナリオ時間の延長により，GE25（全交流
電源の１時間以上喪失）のような従来の 30 分間では対応できない EAL 判断についても演習可能となった．
図７

訓練プラントステータスサマリ画面

2.3. トレンド表示画面の設定変更
演習シナリオ時間の延長に伴い，トレンド表示についても最大 50 時間としたので，演習中にトレンド表示画面の横軸（時間）のスパンを変更可能にした．横軸スパンはデフォルト設定 30 分とし，表示
時間ボタンにて１時間，２時間，５時間，10 時間，
20 時間，50 時間に切り替えることにより変更可能とした．また，従来のトレンドグラフには縦軸・横軸の補助線がなく，当該パラメータが EAL 判断基準を超えたのかどうか判断するのが難しかったの

図８

訓練 AM サマリ画面

で，縦軸・横軸に補助線を入れて確認しやすくした．
（図 11 参照）INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9141

SA 演習ツールを活用した訓練の実施結果と今後の課題

3.

今回改良した SA 演習ツールを活用して，関西電
力美浜，高浜，大飯の各発電所において，平成 29
年 11 月に SA 研修を実施した．その結果，研修受講者は EAL 判断基準の変更点について理解を深めることができたことを確認した．
今後の課題として，種々の EAL を網羅するよう演習シナリオの充実を図る必要がある．また，関西
図 11

トレンド表示画面（デフォルト設定 30 分）

電力での SA 研修の実施結果および受講者からの改善要望を踏まえた演習ツールの改善を継続して実施する必要がある．これらを実施し，SA 演習ツール

グラフ表示の際に特定の期間を表示できるよう，
表示時間および開始時間を任意に設定変更できるようにした．設定変更例として，表示時間を 30 分か
ら２時間に変更したグラフ表示を図 12 に，表示開始時間を 09:50 から 10:30 に変更したグラフ表示を図13 に示す．

が更に効果的なものになるよう改善していく．

4. 結

言

東京電力福島第一原子力発電所事故の教訓を踏まえて開発した，シビアアクシデント（SA）時の本部対応を疑似体験できる演習ツールにおいて，緊急時活動レベル（EAL）判断基準の見直し等を反映
して改良を行った．
主な改良点は，EAL 判断基準の変更点を含む演
習シナリオの作成，演習シナリオ時間の延長および事象進展の早送り機能の強化等である．本演習ツー
ルを用いて SA 研修を実施し，研修受講者が EAL 判
断基準の変更点について理解を深めることができた
ことを確認した．
今後さらに訓練後の反省点を踏まえて SA 演習
ツールを改善し，SA 演習ツールが更に効果的なも

図 12 トレンド表示の設定変更例１（表示時間を２時間に変更）のになるように改善していく．

文献（1） 経済産業省ホームページ，“ 東京電力株式会社
福島第一原子力発電所事故の技術的知見について ”，http://warp.da.ndl.go.jp/info:ndljp/
pid/10159415/www.meti.go.jp/press/
2011/03/20120328009/20120328009.html．
（2） 内閣府ホームページ，“ 原子力災害対策特別措置法 ”，
http://www8.cao.go.jp/genshiryoku̲bousai/
yosan̲hourei/yosan̲hourei.html．
図 13 トレンド表示の設定変更例２（表示開始時間を 10:30 に変更）

（3） 原子力規制委員会，“ 原子力災害対策指針（平成 29 年７月５日全部改正）”，（2017）．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 9142（4） 建部恭成，南則敏，吉田至孝，“ 平成 21 年度
福井県原子力防災総合訓練のプラント事象進展シナリオ解析 ”，INSS JOURNAL，Vol.17，
pp.308‑316（2010）．
（5） 米本幸弘，川崎郁夫，建部恭成，吉田至孝，
南則敏，“ 平成 23 年度関西電力原子力総合防災訓練のプラント事象進展シナリオ解析 ”，
INSS JOURNAL，Vol.19，pp.291‑296（2012）．
（6） 川崎郁夫，吉田至孝，山本泰功，岩城隆則，“ 平成 26 年度福井県原子力防災訓練のプラント
事象進展シナリオ解析 ”，INSS JOURNAL，Vol.22，pp.169‑176（2015）．
（7） 川崎郁夫，中村晶，山本泰功，高橋俊佑，“ 平成 28 年度福井県原子力防災訓練のプラント
事象進展シナリオ解析 ”，INSS JOURNAL，Vol.24，pp.167‑174（2017）．
（8） 川崎郁夫，吉田至孝，岩崎良人 “ シビアアク
シ デ ン ト 演 習 ツ ー ル の 開 発 と 適 用 ”，INSS
JOURNAL，Vol.21，pp.196‑204（2014）．
（9） 川崎郁夫，高橋俊佑 “ シビアアクシデント演
習ツールの改良 ”，INSS JOURNAL，Vol.23，
pp.135‑144（2016）．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10

143

ATWS 事象の RELAP5-3D による解析
Analysis and Evaluation for ATWS Event by RELAP5-3D
柳千裕（Chihiro Yanagi）＊1

馬場

巌（Iwao Bamba）＊3

安藤伸裕（Nobuhiro Ando）＊2

児玉茂雄（Shigeo Kodama）＊3

要約
この研究では，原子力安全システム研究所で既にプラント情報がほぼ整備されている RELAP5 -3D コードを用い，原子炉停止機能喪失（ATWS, Anticipated Transient Without
Scram）時の，炉心条件および解析条件の違いによる ATWS 緩和措置の有効性評価について検討した．起因事象は，主給水流量喪失事象および負荷喪失事象である．解析結果から，保守的な炉心条件に保守的な解析条件を設定した場合でも，原子炉冷却材圧力バウンダリの健全性が損なわれること無く，事象は収束に向うことが分かった．
キーワード

加圧水型軽水炉，RELAP5-3D，ATWS，主給水流量喪失，負荷喪失

Abstract
In this study, the RELAP5-3D code with well-maintained plant information was used
to analyze the ATWS
（anticipated transient without scram）
incident for several combinationsof reactor core conditions and transient analysis conditions. The condition inﬂuences on thepredicted plant behavior were examined. The ATWS incidents analyzed occurred during aloss of main feed water accident and a loss of load. These analyses showed that these incidents
progress towards convergence without any degradation of the reactor coolant pressure boundary
under the conservative reactor core conditions and conservative transient analysis conditions.
Keywords

pressurized water reactor, RELAP5-3D, ATWS, loss of main feed water, loss of load

1. はじめにポンプを自動作動させる ATWS 緩和措置を整備することとしている．この ATWS 緩和措置に失敗し原子力安全システム研究所（以下「INSS」という）た場合には，過渡変化発生時に原子炉出力が高いま

では，熱水力解析コードを用い，best estimate のまに維持されるため，１次系が高温・高圧状態とな解析による安全管理方法の充実・提言，事故時の炉り，加圧器安全弁等からの１次冷却材の放出が継続

心健全性の評価を目的に各種事象の解析を行ってし，炉心損傷に至る可能性がある．

きた．

INSS で は， こ の ATWS 事 象 を RELAP5（Mod.

一方，実用発電用原子炉の新規制基準で要求さ3.2）を用い，ATWS 緩和措置の効果を調べる目的

れている重大事故等対策の有効性評価では，原子で解析を実施（1）してきた．本研究ではこの ATWS

炉の出力運転中に，原子炉トリップが必要な起因事象に着目し，起因事象として主給水流量喪失事象

事象に原子炉停止機能喪失（ATWS, Anticipatedと負荷喪失事象を対象とした．

Transient Without Scram）が重畳した事象が重要

主給水流量喪失事象は，原子炉の出力運転中に，

事故シーケンスとして新たに取り上げられている．

主給水ポンプ，復水ポンプ又は給水制御系の故障等

これに対し，電気事業者は，炉心が著しい損傷ににより，すべての蒸気発生器（SG）への給水が停至ることなく，かつ，十分な冷却を可能とするため，止し，２次系除熱量が低下する事象を想定したもの

タービントリップ，主蒸気ライン隔離及び補助給水である．

＊ 1 （株）原子力安全システム研究所＊ 2 （株）シー・エス・エー・ジャパン＊ 3 （株）原子力エンジニアリング

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10144

負荷喪失事象は，原子炉の出力運転中に，蒸気負解析体系全体の定常計算を実施し，炉出力や１次冷荷の喪失と主給水の喪失が同時に起こる全主蒸気止

却材平均温度（Tavg）といった主要なパラメータが弁誤閉止もしくは復水器の故障を想定したものであ

目標値に収束する状況を確認した．

る．
INSS では PWR プラントタイプ別に解析を実施してきたが，ここでは３ループ炉での解析を述べる．
本論文の解析では，INSS で既にプラント情報が（2）

2.2. 解析ケースと過渡解析条件
解析ケースと主要過渡解析条件を表１に示す．

を用いる

ATWS が発生するケース 1,2,3 と，レファレンスとこととし，起因事象発生時に ATWS が重なった場

して ATWS が発生しないケース 4,5 を設定した．プ

合，炉心条件および解析条件の違いによるプラント

ラント状態は定格出力運転状態のほか，重大事故

挙動への影響について検討した．

等対策の有効性評価と同じく，初期定常誤差としほぼ整備されている RELAP5-3D コード

2. 解析モデルと解析条件等
2.1. 解析対象と解析モデルて，炉心熱出力，１次冷却材温度，１次冷却材圧力 が， そ れ ぞ れ， 定 格 値 に 対 し て +2%，+2.2 ℃，+0.21MPa を考慮したケース３を設定した．また，用いる炉心条件は，実炉心と同じ最確炉心条件のほか，定格出力運転時の減速材温度係数の初期値を

RELAP5-3D コードで用いるノード図の例を図１-13pcm/℃，原子炉トリップ反応度を安全解析使用に示す．図１には対象とした PWR3 ループ炉のう値である 4%Δk/k に設定した炉心条件（保守的炉心

ち２ループ分のみを示す．原子炉容器部分のモデル

１）, さらにこの保守的炉心１を基にさらにドップ（3）には過去実施した解析モデルを使用した．

解析に先立ち，入力データのうち解析結果に大きな影響を与えるデータの妥当性を確認した．また，

ラ特性を 20％増しとした炉心条件（保守的炉心２）を設定した．その他の解析条件は重大事故等対策の有効性評価を参考に設定した．

図１ 対象とした PWR3 ループプラントのノード図（２ループのみ掲載，図中の番号はコンポーネント番号を示す）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10

表１
ケース

１

解析ケースと過渡解析条件
２

原子炉停止機能145

３

４

喪失（ATWS）

５
正常動作

プラント状態

定格

定格

初期定常誤差を考慮

定格

定格

用いる炉心

最確炉心

保守的炉心１

保守的炉心２

最確炉心

保守的炉心１

SG 狭域水位低設定点

7%

主蒸気逃がし弁作動

主蒸気安全弁作動

加圧器逃がし弁作動

加圧器安全弁作動

加圧器スプレイ

不作動

加圧器ヒータ

不作動

外部電源

あり

補助給水作動遅れ

ATWS 緩和措置作動設定点 +60s

原子炉トリップ +60 秒

３基の SG に合計 190 m3/hr

補助給水流量3. 解析結果

3.1. 各解析ケースの挙動

表２に事象のクロノロジーを示す．有効性評価で

図２から図３に，それぞれ，主給水流量喪失事象

は，主蒸気ライン隔離は，ATWS 緩和設備作動設と負荷喪失事象の炉出力，Tavg ，１次冷却材圧力，定点到達（すなわち表で原子炉トリップ信号発信）

SG2 次側保有水量の時間推移を示す．

の 17 秒後とされており，補助給水は ATWS 緩和設
備作動設定点到達から 60 秒後に解析条件に示す流（1）ケース 1, 2, 3（ATWS 事象）

量で注水とされている．各解析ケースについて，系

a. 起因事象が主給水流量喪失の場合
主給水流量の喪失により，主給水流量と蒸気流量全体の挙動に着目して述べる．
表２（1/2） 事象のクロノロジー（起因事象：主給水流量喪失）
ケース

１

２

主給水流量喪失

３

４

５

０秒

SG 狭域水位７％到達 33 秒 33 秒 33 秒 32 秒 32 秒
原子炉トリップ信号
発信ブロック

32 秒 32 秒

主蒸気隔離弁閉止

50 秒 50 秒 50 秒 49 秒 49 秒

補助給水ポンプ起動

93 秒 93 秒 93 秒 92 秒 92 秒にミスマッチが生じ，SG 狭域水位は低下する．時
刻約 33 秒に SG 狭域水位 7% 到達（図２
（4/4）
）
，そ
の 17 秒後の時刻約 50 秒（ケース 1,2,3 共）に主蒸気隔離弁は閉鎖される．主蒸気隔離弁閉鎖に伴い，２次側圧力は上昇し，２次側飽和温度の上昇により，２次系除熱量は低下する．このため，１次冷却材温
度（図２
（2/4）
）及び１次冷却材圧力（図２（3/4））
は上昇する．１次冷却材温度の上昇は，減速材温度上昇による負のフィードバックにより原子炉出力が低下して抑制される（図２（1/4））．１次冷却材圧力の上昇は，加圧器逃がし弁及び加圧器安全弁の作

表２（2/2） 事象のクロノロジー（起因事象：負荷喪失）
ケース

１

２

負荷喪失

３

４

動，主蒸気逃がし弁及び主蒸気安全弁の作動，時刻
５０秒

約 93 秒に起動する補助給水ポンプからの SG への注
水により抑制される．

SG 狭域水位７％到達 57 秒 54 秒 50 秒 58 秒 54 秒
原子炉トリップ信号
発信ブロック

58 秒 54 秒

補助給水ポンプ起動 117秒 114秒 110秒 118秒 114秒

b. 起因事象が負荷喪失の場合
負荷喪失の起因となる主蒸気隔離弁の誤閉止に伴い，２次側圧力は上昇し，２次側飽和温度の上昇により，２次系除熱量は低下する．また，主蒸気隔離
弁閉に伴い，SG2 次側上昇部のボイドが潰れ，マノINSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10146

図２（1/4） 炉出力の時間推移（主給水流量喪失）

図２（3/4） １次冷却材圧力の時間推移（主給水流量喪失）

図２（2/4） Tavg の時間推移（主給水流量喪失）

図２（4/4） SG2 次側保有水量の時間推移（主給水流量喪失）

メータ効果により SG 狭域水位（図３
（4/4）
）は急
降下する．ただし，主蒸気隔離弁は閉止されている

ス２では約 110 秒，ケース３では約 100 秒）以降のことから，２次側圧力が主蒸気逃がし弁作動圧力に

原子炉出力降下は，SG2 次側保有水量低下に伴う２達するまで（時刻にして約 10 秒程度まで）は，SG2次系除熱量の低下によって１次冷却材温度上昇が激

次側保有水量（図３（4/4））に有意な差は見られなしくなり，これに伴い負のフィードバック効果が急

いが，２次側圧力上昇に伴う主蒸気逃がし弁及び主激に増加することによる．
１次冷却材圧力の上昇は，蒸気安全弁の作動により SG2 次側保有水量は減少

加圧器逃がし弁及び加圧器安全弁の作動，主蒸気逃し，時刻約 57 秒（ケース１の場合，ケース２ではがし弁及び主蒸気安全弁の作動，
時刻約 117 秒（ケー約 54 秒，ケース３では約 50 秒）に SG 狭域水位 7%ス１の場合，ケース２では約 114 秒，ケース３では到達となる．

約 110 秒）に起動する補助給水ポンプからの SG へ

２次系除熱量の低下により，１次冷却材温度（図の注水により抑制される．

３（2/4））及び１次冷却材圧力（図３
（3/4）
）は上
昇する．１次冷却材温度の上昇は，減速材温度上昇（2）ケース 4, 5（起因事象単独）による負のフィードバックにより原子炉出力（図３a. 起因事象が主給水流量喪失の場合（1/4））が低下して抑制され，時刻約 120 秒（ケー

主給水流量の喪失により，主給水流量と蒸気流量

ス１の場合，ケース２では約 110 秒，ケース３ではにミスマッチが生じ，SG 狭域水位（図２
（4/4）
）は

約 100 秒）まで原子炉出力は約 70％（ケース１の低下する．時刻約 32 秒に SG 狭域水位 7% 到達，同場合，ケース２では約 78％，ケース３では約 83％）

時刻に原子炉はトリップ，蒸気加減弁及び主蒸気に維持される．時刻約 120 秒（ケース１の場合，
ケー止め弁が閉鎖される．SG 狭域水位 7% 到達 17 秒後

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10147

図３（1/4） 炉出力の時間推移（負荷喪失）

図３（3/4） １次冷却材圧力の時間推移（負荷喪失）

図３（2/4） Tavg の時間推移（負荷喪失）

図３（4/4） SG2 次側保有水量の時間推移（負荷喪失）の時刻約 49 秒に主蒸気隔離弁は閉鎖され，SG 狭域
水位 7% 到達 60 秒後の時刻約 92 秒に補助給水ポン
プ起動による SG への注水は開始される．原子炉ト
リップにより，原子炉出力（図２
（1/4）
）は速やか
に低下し，１次冷却材温度（図２
（2/4）
）及び１次
冷却材圧力（図２（3/4））の有意な上昇は見られない．

昇量より抑制される．

3.2. 健全性評価結果
表３に１次系圧力評価結果を，最高値を示した時
刻とともに示す．
原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力の最高b. 起因事象が負荷喪失の場合
SG 狭域水位（図３（4/4））７％到達までの挙動は，秒数を除き 3.1（１）b. と同様である．SG 狭域水位
7% 到達時刻（ケース１では約 58 秒，ケース２では54 秒）に原子炉はトリップ，時刻約 118 秒（ケース４の場合，ケース５では約 114 秒）に補助給水ポン
プ起動による SG への注水は開始される．
２次系除熱量の低下により，１次冷却材温度（図３（2/4））及び１次冷却材圧力（図３
（3/4）
）は上昇
するが，原子炉トリップにより，原子炉出力（図３（1/4））は速やかに低下することから，１次冷却材
温度及び１次冷却材圧力の上昇量は ATWS 時の上

表３（1/2） 各解析ケースの圧力評価結果（起因事象：主給水流量喪失）
解析ケース

１

２

３

４

５

１次系圧力
18.0
18.1
19.1
16.1
16.1
の最高値
@112秒 @110秒 @110秒 @ 28秒 @ 28秒（MPaG）
表３（2/2） 各解析ケースの圧力評価結果（起因事象：負荷喪失）
解析ケース

１

２

３

４

５

１次系圧力
18.0
18.1
19.1
16.7
16.7
の最高値
@134秒 @122秒 @120秒 @ 26秒 @ 50秒（MPaG）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 NT 10148

値は，ATWS 事象であるケース１から３まで，いずれも最高使用圧力の 1.2 倍（20.59MPaG）を下回っ

4. まとめ
重大事故等対策の有効性評価で取り上げられてている．
解析では，燃料被覆管温度の時間推移も出力している事故シーケンスグループ ATWS 事象に対し，おり，表４に燃料被覆管最高温度を，最高値を示し

ATWS 緩和措置の有効性を確認する目的で解析をた時刻とともに示す．

実施した．RELAP5-3D を用いた結果から，以下の燃料被覆管温度の最高値はいずれも 1200℃以下
表４（1/2） 各解析ケースの燃料被覆管最高温度（起因事象：主給水流量喪失）
解析ケース

１

２

３

４

５

燃料被覆管 351℃ 360℃ 365℃ 347℃ 349℃
最高温度 @114秒 @112秒 @108秒 @ 24秒 @ 30秒

結論を得た．
・主給水流量喪失時または負荷喪失時にATWSが重なった場合，保守的な炉心条件や保守的な解析
条件下においても到達最高圧力は上昇するものの，圧力バウンダリの健全性は確保でき，過渡事
象は収束に向うことが確かめられ，ATWS緩和
措置の有効性が解析により認められた．

表４（2/2） 各解析ケースの燃料被覆管最高温度（起因事象：負荷喪失）
解析ケース

１

２

３

４

５

燃料被覆管 350℃ 360℃ 365℃ 349℃ 353℃
最高温度 @134秒 @124秒 @118秒 @ 10秒 @ 50秒

文献（1） 柳 千 裕， 冨 合 一 夫，ATWS 事 象 の RELAP5（Mod. 3.2） に よ る 解 析，INSS JOURNAL，となり，燃料被覆管の健全性は確保出来ていることも解析により確認出来た．

3.3. 過渡解析結果の考察
評価結果から次のことが言える．
① 起因事象単独発生時に炉心の解析条件を保守的に設定しても，圧力バウンダリの健全性は確保できる（ケース４とケース５との比較）．
② 起因事象発生時にATWSとなった場合，到達最高圧力は上昇（ケース１とケース４との比較およびケース２とケース５との比較）する一方，炉心の解析条件を保守的に設定した場合（ケース１とケース２とケース３との比較）でも，圧力バウンダリの健全性は確保でき，ATWS緩和
措置は有効であることを確認した．
③ 主蒸気隔離弁の動作（主給水流量喪失事象時のみ）および補助給水は，ATWS発生時に事象を収束に向かわせる有効な手段であることを確認した．

Vol.23，p.130（2016）．
（2） The RELAP5-3D Code Development Team，
RELAP5-3D Code Manual，INEL-EXT-98-00834 Revision 2.3,（2005）．
（3） 佐々木泰裕，馬場巌，前田俊哉，志水孝司，
RELAP5-3D コードを用いた主蒸気管破断事
故解析と評価，INSS JOURNAL，Vol.16，p.254（2009）．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

149

2017 年度美浜町小中学校エネルギー環境教育質問紙調査結果
Energy Environmental Education Questionnaire Survey Results Obtainedby Mihama Town Targeting the Elementary and Junior High School Pupils in 2017
大磯眞一（Shinichi Oiso）＊1

要約
福井県美浜町では 2017 年度から同町のエネルギー環境教育体験館「きいぱす」（2017 年４月開館）で，町内の小中学校生を対象に，学校ごとに年３回のエネルギー環境教育の体験学習を実施している．2017 年度に実施した町内の小中学校を対象としたエネルギー環境教育質問紙調
査結果を過去の結果と比較してみても，エネルギー学習への意欲向上が見られるなど，その成果が表れている．
キーワード

福井県美浜町，エネルギー環境教育，小中学校，質問紙調査

Abstract
A working study of energy environmental education, targeting the pupils of
elementary and junior high schools in Mihama Town, Fukui Prefecture has been conducted.
The education was done three times a year from ﬁscal year 2017 in the energy environmental
education experience house "KIIPASU" in the town. The energy environmental educationquestionnaire survey results obtained from elementary and junior high schools in the town inﬁscal year 2017 showed improvement of motivation towards energy learning compared to past
results.
Keywords

Mihama Town, Fukui Prefecture, energy environmental education,
elementary and junior high school, questionnaire survey

1. はじめにす」での学習の成果を調べ，今後の同町でのエネル
ギー環境教育の推進に役立てることを主な目的とし福井県美浜町は 1970 年の美浜発電所の運転開始
以来，原子力とともに歩んできた歴史から，エネ
ルギー環境教育で先進的な取り組みを行っている．
2018 年２月，美浜町エネルギー環境教育推進委員
会が町内の小中学校（小学校３校の６年生 51 名，
中学校１校の３年生 79 名，計 130 名）を対象にエネている．

3. 方法および結果
3.1. 方法

ルギー環境教育に関する質問紙調査を実施し，結果

美浜町内の小学６年生 51 名および中学３年生 79

分析について本稿筆者が担当した．同様の調査は過名を対象に，2017 年度（2018 年２月）にエネルギー

去数年にわたって実施されており，同町教育委員会

環境に関する質問紙調査を行った．小学校についての許可を得て，調査結果の一部について報告する．

は 2014 年度以降，中学校については 2016 年度の結果と比較した．本稿では，最初に小学校の結果につ

2. 目的いて述べ（3.2. および 3.3.），次いで中学校の結果について述べる（3.4. および 3.5.）．

美浜町の小中学生のエネルギー環境教育に関する意識動向ならびに 2017 年４月に開館した「きいぱ＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

社会システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

150

3.2. 小学校（2017 年度）
最初にどのような問題に関心を持っているかを聞いた．その結果，「地球環境問題に関心がある」と答えた児童は，男子 50.0％，女子 25.9％と，男子の方が多かった（図１）．

図２

自分自身の行動や生活の仕方の変容（小学校）

3.3. 小学校推移（2014年度−2017年度）
エネルギーと環境の問題を何から学んだかという質問では，①理科，②総合学習，③社会科という順になっている．総合学習をあげる児童は，2015 年
図１

関心を持っている問題（幾つでも）（小学校）度 76.1％，2016 年度 69.9％，2017 年度 60.8％と減少傾向にあるのに比べ，社会科の授業をあげる児童は，
2015 年度 29.9％，2016 年度 43.4％，2017 年度 49.0％

次にエネルギー環境教育の成果についての設問と増えてきている（図３）．

で，「テレビや新聞を見ていて，エネルギーや環境

とくに関心をもっている問題として，「地球環境のニュースが目にとまることが多くなった」という問題」（2016 年 度 66.3 ％ ⇒ 2017 年 度 37.3 ％），「原

児童は 40％弱を占め，男子 50.0％，女子 29.6％と男子力発電を使うことと事故や放射性廃棄物の問題」子の方が多い．

（2016 年度 37.3％⇒ 2017 年度 17.3％）をあげる児童

逆に，「エネルギーや環境について学んだことをが減少してきている（図４）．

家の人に教えてあげている」という児童は，男子

エネルギーと環境の問題に関する意見への考え

25.0％，女子 59.3％と，女子の方が多い（５％水準

で，「豊かで快適な生活を続けながら，エネルギー

有意差）
（図２）
．また，図２の設問ではエネルギーと環境の問題を解決できる方法があるはずだ」とい問題に限定して質問を行っているので，図１では核

う児童は，2016 年度 79.5％⇒ 2017 年度 94.1％に増加

兵器や北朝鮮の問題に比べて関心の低かった「海外している（図５）．

の貧しい国の人たちのこと」への関心の度合いが，相対的に高くなっている．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

図３

エネルギーと環境の問題を何から学んだか（３つ選択）（小学校推移）

図５

151

エネルギーと環境の問題に関する考え（小学校推移）

3.4. 中学校（2017 年度）
次に中学校の結果について述べる．地球環境問題への関心は，男子 40.0％，女子 69.2％と女子の方が高い．小学校では地球環境問題への関心は男子の方が高かった（男子 50.0％，女子 25.9％）が，中学校では女子の方が高くなっている（図１）（図６）．
「原子力発電の増加は地球の温暖化を促進する」と誤解している生徒が 41.8％（男子 37.5％，女子
46.2％）いる（図７）．

3.5. 中学校推移（2016年度−2017年度）
エネルギー環境問題を何から学んだかについて
は，①総合学習 83.5％，②理科 58.2％，③社会科
39.2％の順になっている．小学校（60.8％）（図３）に比べて，中学校では総合学習をあげる生徒の比率が高くなっている．総合学習，理科には大きな変動はないが，社会科をあげる生徒は増えており，エネ
ルギー環境教育における社会科の重要性が増していることを反映していると考えられる（2016 年度
図４

とくに関心を持っている問題（幾つでも）（小学校推移）23.7％⇒ 2017 年度 39.2％）
（図８）
．

152

図６

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

とくに関心を持っている問題（幾つでも）
（中学校）

図８

エネルギーと環境の問題を何から学んだか（３つ選択）（中学校推移）「ほうしゃせん見守り隊のメータ数字の意味を知っている，簡単な説明もできる」という生徒が増加している．
（2016 年度 19.7 ％⇒ 2017 年度 46.8 ％）（図９）．ほうしゃせん見守り隊は，放射線量を示す
大型計器で，値が高くなるとランプの色が緑から黄色に変わる．それを見た児童生徒は教員に伝え，教員は県に伝えることになっている．
また，「原子力施設周辺では他の地域に比べてより多い放射線を浴びる（そう思う＋どちらかといえばそう思う）」という生徒が，2016 年度 65.8％⇒ 2017 年度 38.0％に減少した（図 10）．
「自分たちがエネルギーと環境について学習する
ことは大切なことだと思う」という生徒は，2016
年度 92.1％⇒ 2017 年度 96.2％と 90％を超えている．
「学校の授業でエネルギーと環境の問題をもっと取り上げてほしい」という意見が，2016 年度 35.5％⇒ 2017 年度 54.4％に増加した．また，「豊かで快適な生活を続けながら，エネルギーと環境の問題を解決できる方法があるはずだ」という意見も，2016
年度 67.1％⇒ 2017 年度 84.8％に増加した（図 11）．
図７．エネルギー概念（中学校）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

153

図９．「ほうしゃせん見守り隊」のメーターの数字の意味（中学校推移）図 10

原子力施設周辺では他地域に比べより多い放射線を浴びるか（中学校推移）

4. 考察
4.1. 小学生

図 11エネルギーと環境の問題に関する考え（中学校推移）

科の授業をあげる生徒が増える傾向は中学校でもみられる（図８）．
とくに関心をもっている問題として，「地球環境問題」をあげる児童が減少してきていること（図４）については，学校の授業で取り上げられることが少「テレビや新聞を見ていて，エネルギーや環境のなくなってきている可能性がある．また，「原子力

ニュースが目にとまることが多くなった」という児発電を使うことと事故や放射性廃棄物の問題」をあ童は男子の方が多いこと（図２の設問１）は，男子げる児童が減少してきていること（図４）についての方が社会問題に対する関心が高いことを示唆しては，美浜町は町内に美浜発電所があって原子力と関いる可能性がある．逆に，「エネルギーや環境につわりが大きく関心も大きかったが，それが休止中でいて学んだことを家の人に教えてあげている」といあることも要因の一つであるかもしれない．

う児童は女子の方が多いこと（図２の設問４）は，「豊かで快適な生活を続けながら，エネルギーと

家庭では女子の方が家族との対話が多いことが考え

環境の問題を解決できる方法があるはずだ」というられる．

児童が増加したこと（図５の設問５）は，「きいぱす」

エネルギーと環境の問題を何から学んだかというにおけるエネルギー環境学習の効果が表れている可質問で，総合学習をあげる児童が減少傾向にあるこ能性が考えられる（美浜町の小中学校は 2017 年度とは，総合学習の時間が減ってきていること，総合

からそれぞれ年３回，「きいぱす」でエネルギー環

学習で教えるテーマが多様化してきていることなど

境学習を行っている）．なお，この設問に関しては，が考えられる．社会科の授業をあげる児童が増えて小学生の方が中学生より，「そう思う」という比率きていること（図３）については，エネルギー環境が高い（図５，図 11 の設問５）．

教育を社会科的な側面からも教えようとする美浜町

一方，「エネルギーと環境の問題を解決するため，の姿勢が反映されているとみることができる．社会

自分はいろいろな形で行動していくつもりだ」とす

154

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1る児童は６割程度であり，2017 年度は 2016 年度とが８割以上と高く（図８），美浜町では総合学習の比較して増加していない（図５の設問６）．小学校

時間が中学校でのエネルギー環境教育に有効活用さだけでなく中学校でも同様である（図 11 の設問６）．

れていることがわかる．

「いろいろな形」といった表現に具体性がなかった

図５と図 11 は，小学校と中学校で同じ設問をしことが影響している可能性もあるが，今後，資源やているので比較してみた．その結果，「地球環境やリサイクルのことをより意識するなど，具体的にど子孫のために，今すぐエネルギーの利用を減らしてのような行動を取りうるか，アドバイスを授業に取いくべきだ」とする児童・生徒は小学校の方が中学り入れていくことが課題である．

校より多い（図５，図 11 の設問４）．理由としては，

4.2. 中学生

中学生の方がより現実的な思考を行っていることが考えられる．また「エネルギーと環境の問題は自分が行動することも大事だが，それ以上に，誰でもで地球環境問題への関心が，小学校では男子の方がきる仕組みをつくる方がずっと大事だ」とする児童・

高く，中学校では女子の方が高くなっているが，こ生徒は中学校の方が小学校より多い（図５，図 11の理由についてははっきりしない（図１）
（図６）
．

の設問７）
．この理由としては，中学生の方がエネ

日本原子力文化振興財団（現：日本原子力文化財団）

ルギー環境問題をより社会的な問題として意識しての先行調査（1999）では，「地球温暖化」や「川やいることを示唆している．

海の水のよごれ」については，あまり大きな差はな

最後に下記の３つの回答結果については，中学生

かったが，「家庭からのゴミ」や「開発による自然において「きいぱす」での学習効果が表れている可破壊」については，男子中学生よりも女子中学生の能性が高い．

関心が高く，
逆に「自動車の排気ガス」や「酸性雨」（1）「ほうしゃせん見守り隊のメータ数字の意味については，女子中学生よりも男子中学生の関心がを知っている，簡単な説明もできる」という高くなっている．今回の調査で女子中学生は，地球

生徒が増加している（図９）．ほうしゃせん

環境問題をゴミや自然破壊と結びつけてとらえた可見守り隊は「きいぱす」にも設置されており，能性が考えられる．ただし，小学生ではそのような生徒があらためてその機能を学習している．

傾向は表れていない（図１）．
中学生において，「原子力発電の増加は地球の温暖化を促進する」と誤解している生徒が４割強と（2）「原子力施設周辺では他の地域に比べてより多い放射線を浴びると思う」という生徒が減少している（図 10）．

なっていること（図７）については，原子力安全シ（3）「学校の授業でエネルギーと環境の問題をもっステム研究所の先行調査で一般の大人でもそのようと取り上げてほしい」という意見および「豊に考える人が少なくないことがわかっている（深江

かで快適な生活を続けながら，エネルギーと

2004）．地球温暖化の原因は主に二酸化炭素を主体

環境の問題を解決できる方法があるはずだ」とする温暖化ガスの増加によると考えられることへという意見が大幅に増加している（図 11 のの理解，ならびに原子力発電は発電時に二酸化炭素

設問２，設問５）．

を排出しないことへの理解を一層深めていく必要がある．
また中学生で，「コンセントの電気の強さ（電圧：5. おわりにボルト）は 1.5V である」を正解としている生徒がエネルギー環境教育体験館「きいぱす」での小中過半数を占めること（図７）なども，今後のさらな学生に対するエネルギー環境教育の実習が，児童生

る指導が期待される．

徒のエネルギー環境に対する理解促進や態度形成に「自分たちがエネルギーと環境について学習する

大きく役立っている可能性を示すことができた．今ことは大切なことだと思う」という中学校生徒は男後とも体験学習が，美浜町内外の幅広い学校を対象

女とも９割以上を占めており（図 11 の設問１），エに実施されることが期待される．

ネルギー環境教育の重要性が理解されている．
また，
エネルギー環境教育を何によって学んだかという問
いに，「総合的な学習の時間」と答える生徒の割合

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 1

謝辞

貴重なデータを提供いただいた美浜町教育委員会に感謝申し上げます．

引用文献（財）日本原子力文化振興財団 1999「エネルギーと環境」に関する中学生の意識調査報告書．
深江千代一 2004 原子力発電が地球温暖化の原因と考える人々の認識 Journal of the Institute of
Nuclear Safety System, 11, 50‑61.

155

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

156

T 字配管の高低温水合流部における流体・構造熱連成
数値シミュレーション手法の検証用データ
Data for validation to improve ﬂuid-structure thermal coupledsimulation methods at a mixing tee
三好中村弘二（Koji Miyoshi）＊1

晶（Akira Nakamura）＊1

歌野原陽一（Yoichi Utanohara）＊1

要約
原子力発電所の配管合流部では温度差のある流体が混合することで局所的な温度変動が生じ，熱疲労が発生した事例がある．このような配管部に発生する熱応力や疲労寿命を数値シミュ
レーションにより予測するには，配管の温度変動を適切に再現する必要がある．しかしながら，
このような複雑な流体混合現象に起因する配管の温度変動を予測することは困難であり，十分な
実験データとの比較検証が不可欠である．よって，T 字配管部の高低温水合流現象を対象に熱流動実験により計測した温度・流速を検証用データとして公開する．
キーワード

熱疲労，T 字配管，温度変動，数値シミュレーション，検証用データ

Abstract
Thermal fatigue cracking has been found at the mixing tee pipes in nuclear power
plants where high and low temperature ﬂuids mix. It is important to simulate temperatureﬂuctuations at the pipe inner surface appropriately by numerical simulations in order topredict thermal stress and fatigue life in the mixing tee. It is diﬃcult, however, to simulate
the temperature ﬂuctuations at the tee pipe due to the complexity of the ﬂuid mixing. Hencethe simulated wall temperature has to be validated by using suﬃcient experimental data. The
measured data for ﬂuid velocity, ﬂuid temperature and wall temperature in the mixing tee arereported in this paper.
Keywords

thermal fatigue, T-junction pipe, temperature ﬂuctuation, numerical simulation, validation data

1. はじめにいる．しかしながら，構造側の温度変動予測については，十分な実験データとの比較検証が実施されて原子力発電所の配管合流部では温度差のある流体

いない状況である．

が混合することで局所的な温度変動が生じ，熱疲労

著者らはこれまで，T 字配管の高低温合流部におが発生した事例がある．このような熱疲労を防止

ける熱疲労現象を解明するため，熱流動実験を行っするためには，流体の混合による局所的な温度変てきた（1）~（4）．本報では，それらの実験で得られた

動，熱伝達，配管の温度変動とそれに起因する応力

測定データを数値シミュレーション手法の検証等にといった複雑なプロセスを予測する必要がある．数活用できるよう公開する．以下，熱流動実験の方法

値シミュレーションにより配管に発生する熱応力をと高低温水合流部の流速，流体温度および管内表面予測するには，流体・構造熱連成シミュレーション

温度の測定結果を示す．

を活用する方法がある．一方，T 字配管合流部における流れの複雑さから精度よく配管の温度変動を予測することは困難であり，高精度の数値シミュレー
ション手法の開発に向けいくつかの研究が行われて＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

157

2. 実験装置および方法

側）内径を Dm，高温水側（分岐管側）内径を Db と2.1. 実験ループ

た，試験部入口の流体温度は整流器上流側に挿入しした．流量はポンプ出口に設けた弁で調整する．また，非接地 K 型 JIS クラス１シース熱電対を用い測図１に実験に使用した装置 T-Cubic（Transient
Temperature measurement equipment at a
T-junction pipe）の概略図および外観写真を示す．
実験装置は，高温水タンク，低温水タンク，混合水
タンク，高温水ポンプ，低温水ポンプから構成され，
333

タンク容量は各々 7 m , 8 m , 20 m , ポンプ容量はと定した．

2.2. 試験部
2.2.1. 流速測定用試験体

もに 20 m3/h である．試験流体には水道水を使用し

図２に流速測定に使用する試験体の概略図を示た．高温水タンク内には電熱ヒータが設けられており約 90 ℃までの高温水が生成でき，低温水タンク

す．試験体は透明なアクリル製であり，主管側，分岐管側の各々の管内径は Dm = 150 mm, Db = 50には 15 ℃まで冷却可能な熱交換器で温度調節したmm とした．主管側は，上流側 600 mm の範囲，下低温水が供給できる．鉛直上方から流れてくる高温流側は 900 mm の範囲に，分岐管側は 615 mm の範

水と水平横方向から流れてくる低温水が試験部で合囲に，１辺 300 mm の矩形のウォータージャケット

流した後，混合水タンクで受け入れるワンス・スルー

を管の外周に取り付け，ジャケット内を水で満たす方式となっている．

ことで屈折率の違いが流速測定位置に与える影響を

試験部上流側には低温水側で 18Dm の位置に，高低減した．

温水側で 56Db の位置に多孔板と細管の束を組み合わせた整流器を設置した．ここで，低温水側（主管図２

流速測定用アクリル製試験体

2.2.2. 流体温度計測装置（a）概略図図３に流体温度計測装置の概略図を示す．温度
測定には，ツリー状に１列に並べたシース直径 0.25
mm の非接地 K 型熱電対 JIS クラス１を使用した．
その配列は r = 0 を主管中心として r = 0~70 mm まで5 mm 間隔 , r = 74 mm の16点とした．ツリーは，
直径 1 mm，長さ 50 mm の筒にシースを差し込み，シース先端を長さ 5 mm だけ筒から出して根元はロ
ウ付けで固定した．装置は，試験部下流から挿入し，z 方向への並進，θ 方向への回転により計測する．

2.2.3. 管内面温度測定用試験体
図４に管内面温度測定用試験体の概略図を示す．
（b）外観写真
図１

実験ループ（T-Cubic）

試験部はステンレス製であり，低温水側を主管側，
高温水側を分岐管側とし，各々の管内径は Dm =

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

158

図６

管内面温度測定箇所

測定箇所を，図中の赤丸箇所に示す．z = ‑50 mm~ 225 mm の範囲に 25 mm 間隔，θ = 0 °~60 °の範
囲に 5 °
間隔，z = ‑150 mm, 600 mm では θ = 0 °の位置とした．測定総箇所数は 148 箇所である．ここで z は，主管と分岐管の管軸の交点を原点として，
図３

流体温度計測装置

主管軸に沿った下流方向の距離で，θ は分岐管の方
向を 0 °とする主管上流側からみて反時計周りの周方向角度とする．

2.3. 実験条件および方法
2.3.1. 流速分布測定
流速はレーザードップラー流速計（カノマック
図４

管内面温度測定用試験体

ス製 Smart LDV Ⅱ , Model 8741-S）を使用して計測した．粒子には平均粒径 4.1 μm，密度 1.02 g/cc

150 mm, Db = 50 mm である．また，管外面にはのナイロン粒子を用い，計測サンプル数はおよそ

断熱材を取り付けた．管内面温度の測定には，シー

30,000 とした．試験条件を表１に示す．座標系は図ス直径 0.5 mm の非接地 K 型熱電対 JIS クラス１を使用した．熱電対は図５に示すとおり管厚 7.6 mm２に示すとおり，主管と分岐管の管軸の交点を原点として，分岐管の鉛直上方方向を y，主管の下流方の配管に穴をあけ外面から挿入し，内表面に加工し向を z，それらに垂直な方向を x とした．測定は主た幅 0.6 mm，高さ 0.7 mm の矩形溝に沿わせた後，管側と分岐管側に温度差をつけず，室温の状態で実Ni ロウ付けで固定した．ロウ付けした配管内表面施した．表１に示す管断面平均流速は，流量を流は滑らかに仕上げた．図６に温度測定箇所を示す．

路面積で割った値とした．case1-1, 1-2 では主管側および分岐管側の入口流速分布を case1-3, 1-4 では，合流後下流域における流速分布を測定した．
本実験では，分岐管からの噴流が主管の中心部まで到達せず主管壁に沿って流れる壁面噴流状態になる入口流速比で実験を行った．Kamide らは（5），合流前の流れの運動量比により合流下流域のおける流表１

図５

熱電対取り付け概略図

流速分布測定試験条件
管断面平均流速［m/s］

case

計測位置
［mm］

主管側

分岐管側

1‑1

z = ‑325

1.00

‑

1‑2

y = 175

‑

0.66

1‑3

z = 75

0.98

0.67

1‑4

z = 150

0.98

0.66

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2動様式を分類しており，壁面噴流状態では他の流動様式に比べ管壁温度変動が大きいことを示している．よって，本研究では，熱疲労評価の観点から厳しいと考えられるこの流動様式を試験条件に選定
した．

case

159

表２

流体温度測定試験条件

計測位置

入口流体温度［℃］zθ［°］ 主管側
［mm］

管断面平均
流速［m/s］

分岐
管側

主管側

分岐
管側

2-1

25

15

25.5

60.4

0.99

0.67

2-2

25

20

14.0

48.6

0.95

0.65

2-3

25

25

25.5

61.1

1.00

0.66

2-4

25

30

25.5

60.2

0.99

0.67

2-5

25

35

25.2

59.9

0.99

0.66

2-6

25

40

25.9

59.9

1.00

0.67

2-7

25

45

25.5

59.6

0.99

0.67

2-8

25

50

25.1

59.7

1.01

0.67

2-9

25

55

25.9

59.0

1.00

0.67

2-10

25

60

26.0

58.9

0.98

0.67

2-11

50

０

14.4

50.9

1.02

0.67

2-12

50

５

26.0

59.0

0.99

0.66

2-13

50

10

25.7

60.6

0.99

0.67

2-14

50

15

25.6

59.8

0.97

0.66

2-15

50

20

25.6

59.6

0.99

0.66

2-16

50

25

26.7

61.1

1.00

0.67

2-17

50

30

26.4

61.3

1.00

0.66

2-18

50

35

26.2

61.6

0.99

0.66

2-19

50

40

28.0

59.8

1.01

0.67

2-20

50

45

26.8

60.8

0.99

0.67

2-21

50

50

26.5

62.3

0.99

0.67

2-22

50

55

26.0

61.2

0.99

0.67

2-23

50

60

25.4

61.1

0.99

0.67

2-24

75

０

14.6

49.9

0.99

0.66

2-25

75

５

15.6

48.8

0.98

0.66

2-26

75

10

16.0

49.5

1.00

0.66

2-27

75

15

16.1

48.8

0.98

0.66

2-28

75

20

15.9

50.3

0.97

0.66

2-29

75

25

15.9

50.4

1.00

0.66

2-30

75

30

15.8

49.6

1.00

0.66

タは，熱電対の測定結果をそのまま用いた．

2-31

75

35

16.9

50.2

0.98

0.66

2-32

75

40

17.3

50.5

0.98

0.65

2.3.3. 管内面温度分布測定

2-33

75

45

17.0

51.7

0.99

0.67

2-34

75

50

17.1

53.2

1.01

0.66

2-35

75

55

17.4

51.9

0.99

0.67

2-36

75

60

18.1

51.6

1.00

0.66

2-37

100

０

15.0

49.1

0.99

0.66

2-38

100

５

18.6

53.4

1.00

0.66

2-39

100

10

18.6

53.7

1.00

0.66

2-40

100

15

18.8

53.3

0.97

0.67

2.3.2. 流体温度分布測定
流体温度測定の試験条件を表２に示す．管断面平均流速は，前節に示したとおり壁面噴流状態となるように設定した．その値は，流速分布測定条
件（case1-3, 1-4）とほぼ同じとした．また，入口流
体温度については，主管側と分岐管側の温度差が約35℃になるように設定した．
熱電対からの測定データは，各チャンネル毎にA/D 変換を備えた多チャンネルの同時サンプリ
ン グ が 可 能 な デ ー タ ロ ガ ー（ 共 和 電 業 製，USB500A，UCAM-500B）を用い，データ記録の同時性の確保に配慮した．その誤差は 12.4 μ 秒であり，実験の目的からほぼ同時といえる．また，サンプリン
グ周波数は 50 Hz とした．
熱電対の記録データは，熱電対単体とデータロガーの誤差による総合誤差が含まれることになる．
よって，その誤差を低減するため，白金測温抵抗体タイプの基準温度計を挿入し，静水状態で校正式を作成し，測定データを校正処理した．その誤差は，0.12℃以下であった．
シース熱電対を用いた流体温度測定では，測温位
置とシース周囲の流体位置までは，熱電対シースの半径分は離れることとなる．その結果，シース半径の大きさによっては，温度振幅の減衰や位相遅れによる応答誤差が生じる可能性がある．しかしながら，シース直径 0.25mm の熱電対に対し，熱伝導解析により誤差評価を行ったところ，温度変動振幅で（2）

0.10℃以下と小さかった ．よって，流体温度デー

管内面温度分布測定の試験条件を表３に示す．管
断面平均流速は，前節に示した流体温度測定条件とほぼ同じとなるように設定した．温度測定用のデー
タロガーは，前節に示した流体温度測定と同じ装置を使用した．また，サンプリング周波数は 50 Hz とした．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

160

表２

計測位置
case

前節同様，白金測温抵抗体タイプの基準温度計を

流体温度測定試験条件（つづき）
入口流体温度
［℃］

z
θ［°
］ 主管側
［mm］

管断面平均
流速［m/s］

分岐
管側

主管側

分岐
管側

2-41

100

20

18.9

53.5

0.99

0.66

2-42

100

25

18.9

53.0

0.98

0.66

2-43

100

30

18.8

52.9

0.99

0.66

2-44

100

35

18.5

53.3

1.00

0.66

2-45

100

40

19.9

54.4

0.98

0.67

2-46

100

45

20.0

54.1

0.97

0.66

2-47

100

50

20.4

54.5

1.00

0.65

2-48

100

55

21.8

54.6

0.99

0.66

2-49

100

60

22.1

54.4

0.99

0.66

2-50

125

０

22.3

55.2

1.00

0.66

2-51

125

５

22.2

54.9

0.98

0.66

2-52

125

10

22.6

55.0

0.99

0.67

2-53

125

15

22.3

58.6

0.98

0.65

2-54

125

20

22.2

57.2

0.99

0.66

2-55

125

25

22.2

56.4

0.98

0.66

2-56

125

30

21.8

56.0

1.00

0.66

2-57

125

35

22.5

55.4

0.99

0.66

2-58

125

40

22.3

57.1

0.99

0.66

2-59

125

45

22.1

58.0

1.00

0.65

2-60

125

50

22.2

56.8

1.00

0.65

2-61

125

55

23.6

55.8

1.00

0.66

2-62

125

60

22.9

57.2

0.99

0.67

2-63

150

０

18.3

53.2

1.00

0.66

2-64

150

５

18.4

53.3

0.99

0.66

2-65

150

10

22.6

57.2

0.98

0.66

2-66

150

15

24.4

56.1

0.99

0.66

2-67

150

20

23.9

57.7

1.01

0.65

2-68

150

25

23.7

57.9

0.99

0.66

2-69

150

30

24.7

57.8

1.01

0.66

2-70

150

35

24.2

60.5

0.98

0.66

2-71

150

40

24.0

59.1

1.00

0.66

2-72

150

45

24.3

57.3

0.99

0.66

2-73

150

50

25.1

58.2

1.00

0.66

2-74

150

55

24.2

59.3

0.99

0.66

2-75

150

60

24.1

58.5

0.99

0.67

表３

管内面温度分布測定試験条件

入口流体温度［℃］
主管側

分岐管側

温度差
［K］

25.7

59.8

34.1

管断面平均流速［m/s］
主管側

分岐管側

0.99

0.66

挿入し，静水状態で校正式を作成し，測定データを校正処理した．その誤差は，0.42 ℃以下であった．
図５の熱電対取り付け断面写真に示したとおり熱電対の測定点は管内表面より0.45 mm 離れており厳密には管内表面温度データではない．よって，ここでは，以下の手法で測定データから管内表面温度を算出した（6）．
① 熱電対で温度データを測定．
② ①で得られたデータを FFT（高速フーリエ変換）
解析し周波数領域に変換．
③ あらかじめ用意した配管内表面温度と熱電対測
温点位置の温度に関する伝達関数を熱伝導解析
で作成．
④ ③で作成した伝達関数の逆関数を用い②の結果
に対し振幅・位相を処理．
⑤ ④で処理した温度変動値を逆 FFT 解析し時間領域に変換．
詳細は既報（6） を参照されたい．以降記載する実験結果の管内表面温度は，上記手法で計測データを処理した結果である．

3. 実験結果
3.1. 速度分布
図７に試験条件 case1-1,1-2 に対する合流前の入口
流速分布測定結果を示す．主管側は z 方向の時間平均流速 w とその変動強度 w’ を，分岐管側は ‑y 方向の時間平均流速 v とその変動強度 v’ を示した．各々の分布は流れに垂直な y 軸 , x 軸上の値である．変動
強度はそのデータの標準偏差とした．値は各々管断面平均流速で無次元化した．図中にはあわせて次式
で示す指数法則の値を実線で示した．
1/ n(n + 1)(2n + 1)V ¨§1 í y ¸·
w=
2n 2

m

¨
©

Rm ¸
¹

（1）

1/ n

(n + 1)(2n + 1)V §¨1 í x ·¸v=

（2）

n = 3.45Re0.07

（3）

2n 2

b

¨
©

Rb ¸
¹

こ こ で，Rm, Rb, Vm, Vb は， 主 管 お よ び 分 岐 管の 半 径， 管 断 面 平 均 流 速 で あ る． ま た，n は，
Nikuradse の式から算出した．測定結果から，合流

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2161

部上流の流速分布は主管，分岐管ともにほぼ発達した分布となっていることが確認できる．
図８に試験条件 case1-3,1-4 の合流部下流 z = 75,
150 mm における y 軸上の時間平均流速分布を，図９にその変動強度を示す．値は合流後の管断面平均
流速（ = Vmix）で無次元化した．

3.2. 流体温度分布
図 10 に z = 25, 50, 75, 100, 125, 150 mm における流体の時間平均温度の θ = 0°~ 60°の範囲の分布（a）z = 75 mmを，
図11にそれらの流体温度の変動強度分布を示す．
ただし，z = 25 mm における θ = 0°~ 15°の範囲の温度は，分岐管からの噴流による熱電対の破損の可能性があることから測定していない．座標系 r, θ, zの定義を，図３に示す．
時間平均温度は，次式で示すとおり，160 秒間の時系列データの時間平均温度 Tf, ave を無次元化して示した．
T f*,ave =T f ,ave í Tm

（4）

Tb í Tm（b）z = 150 mm
図８（a）z = 75 mm（case1-3）（a）主管側（z = -325 mm）（b）分岐管側（y = 175 mm）
図７

合流前入口流速分布

合流部下流の時間平均流速分布（b）z = 150 mm（case1-4）
図９

合流部下流の流速変動強度分布

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

162（a）z = 25 mm, ș = 15° ~ 60°（d）z = 100 mm, ș = 0° ~ 60°（b）z = 50 mm, ș = 0° ~ 60°（e）z = 125 mm, ș = 0° ~ 60°（c）z = 75 mm, ș = 0° ~ 60°（f）z = 150 mm, ș = 0° ~ 60°
図 10

流体の時間平均温度分布

ここで，主管の入口流体温度を Tm，分岐管の入口流体温度を Tb とした．温度変動強度は，以下の定サンプリング周期は 0.02 秒としたことから N =式で定義した．

8000 となる．

T f*,rms =T f ,rms

N

T f*,rms =（5）

Tb í Tm(

 T f , i í T f , ave

i =1

N

)

160 秒間の温度データを統計処理しており，測3.3. 管内面温度分布
図 12 に，z = 25, 50, 75, 100, 125, 150 mm におけ

2（6）

る主管内面温度の時間平均値の周方向分布を示す．
時間平均温度は，次式で示すとおり，160 秒間の時
系列データの時間平均温度 Tw,ave を無次元化した．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2（a）z = 25 mm, ș = 15° ~ 60°（d）z = 100 mm, ș = 0° ~ 60°（b）z = 50 mm, ș = 0° ~ 60°（e）z = 125 mm, ș = 0° ~ 60°（c）z = 75 mm, ș = 0° ~ 60°（f）z = 150 mm, ș = 0° ~ 60°
図 11

Tw*,ave =Tw ,ave í Tm

流体の温度変動強度分布（7）Tb í Tm

図 13 に，z = 25, 50, 75, 100, 125, 150 mm における主管内面温度の温度変動強度の周方向分布を示す．温度変動強度は，次式で定義した．

Tw*,rms =Tw ,rms

Tw*,rms =8000 となる．
疲労評価では，発生する応力の変動範囲（= 最大度の変動範囲を適切に予測することが重要である．
よって，ここでは温度変動強度だけでなく，次式で定義する無次元化した温度変動範囲の値も示した．

(

 Tw ,i í Tw ,ave

i =1

160 秒間の温度データを統計処理しており，測定サンプリング周期は 0.02 秒としたことから N =値−最小値）を用いるため，管内面に発生する温（8）Tb í Tm
N

163

N

)

2

（9）

Tw*,max ímin =Tw ,max í Tw ,minTb í Tm（10）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

164（a）z = 25 − 75 mm（a）z = 25 − 75 mm（b）z íPP（b）z íPP

図 12

管内面の時間平均温度分布

図 13

管内面の温度変動強度分布

ここで，Tw,max および Tw,min は 160 秒間の管内面温度変動の最大値と最小値とした．図 14 に z = 25, 50,
75, 100, 125, 150 mm における主管内面温度の温度変動範囲の周方向分布を示す．

4. データ使用時の注意事項
本データを使用した成果を公開する場合は，以下の文献を引用元とし明記されたい．
「三好弘二，中村晶，歌野原陽一，T 字配管の高（a）z = 25 − 75 mm

低温水合流部における流体・構造熱連成数値シミュ
レーション手法の検証用データ , INSS JOURNAL,
Vol.25,（2018）」
付表のエクセルデータの送付を希望する場合は，当社ホームページ問い合わせ窓口に本資料のエクセ
ルデータ送付希望の旨ご連絡願います．

（b）z íPP

図 14

管内面の温度変動範囲分布

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

文献（1） 三好弘二，中村晶，歌野原陽一，T 字配管部の熱疲労評価手法の高度化に向けた管壁温度特性の解明，INSS JOURNAL, Vol.20,（2013）,
pp.45‑55.
（2） 三好弘二，中村晶，歌野原陽一，T 字配管部の流体温度ゆらぎによる熱応力特性の解明，
INSS JOURNAL, Vol.21,（2014）, pp.86‑98.
（3） Miyoshi, K., Nakamura, A., Utanohara, Y.
and Takenaka, N., “An investigation of wall
temperature characteristics to evaluate
thermal fatigue at a T-junction pipe”,
Mechanical Engineering Journal, Vol.1, No.5,（2014）, DOI:10.1299/mej.2014tep0050.
（4） Miyoshi, K., Kamaya, M., Utanohara, Y. andNakamura, A., “An investigation of thermal
stress characteristics by wall temperature
measurements at a mixing tee”, Nuclear
Engineering and Design Vol.298,（2016）.
pp.109‑120.
（5） Kamide, H., Igarashi, M., Kawashima, S.,
Kimura, N. and Hayashi, K., “Study on
mixing behavior in a tee piping andnumerical analyses for evaluation of thermal
striping,” Nuclear Engineering and Design,
239,（2009）.pp.58‑67.
（6） Miyoshi, K., Nakamura, A. and Takenaka, N.,“Numerical evaluation of wall temperature
measurement method developed toestimate thermal stress at T-junction pipe”,
Mechanical Engineering Journal, Vol.1, No.2,（2014）, DOI:10.1299/mej.2014tep0006.

165

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

166

付

付表３

録

本文中の図に記載した測定値を以下の付表に記す．
付表１

図７（a）の元データ

y/Rm

時間平均値 変動強度

y/Rm

0.987

0.740

0.106

-0.0671.24

0.0502

0.960

0.825

0.100

-0.1331.23

0.0531

0.933

0.870

0.0969-0.2001.22

0.0568

0.867

0.945

0.0912-0.2671.20

0.0610

0.800

0.989

0.0855-0.3331.18

0.0635

0.733

1.03

0.0803-0.4001.16

0.0641

0.667

1.06

0.0746-0.4671.14

0.0681

0.600

1.09

0.0726-0.5331.11

0.0702

0.533

1.12

0.0689-0.6001.09

0.0701

0.467

1.14

0.0670-0.6671.06

0.0774

0.400

1.16

0.0640-0.7331.03

0.0803

0.333

1.18

0.0625-0.8000.992

0.0862

0.267

1.21

0.0594-0.8670.934

0.0945

0.200

1.23

0.0560-0.933

0.849

0.102

0.133

1.24

0.0510-0.960

0.786

0.105

0.067

1.25

0.0490-0.987

0.684

0.120

0.000

1.25

0.0485

付表２

時間平均値 変動強度

図７（b）
の元データ

y/Rm

時間平均値 変動強度

y/Rm

時間平均値 変動強度

0.960

0.579

0.187

-0.0801.25

0.0722

0.880

0.900

0.123

-0.1601.24

0.0760

0.800

0.989

0.114

-0.2401.23

0.0761

0.720

1.05

0.103

-0.3201.21

0.0825

0.640

1.10

0.0965-0.4001.18

0.0869

0.560

1.13

0.0943-0.4801.16

0.0931

0.480

1.17

0.0899-0.5601.12

0.0951

0.400

1.19

0.0837-0.640

1.09

0.100

0.320

1.21

0.0795-0.720

1.04

0.107

0.240

1.23

0.0778-0.800

0.992

0.112

0.160

1.25

0.0725-0.880

0.905

0.119

0.080

1.26

0.0724-0.960

0.715

0.180

0.000

1.26

0.0714

y/Rm
0.987
0.960
0.933
0.867
0.800
0.733
0.667
0.600
0.533
0.467
0.400

時間平均値
-0.296-0.241-0.226-0.255-0.307-0.335-0.228
0.040
0.422
0.818
1.11

y/Rm
0.333
0.267
0.200
0.133
0.067
0.000
-0.067-0.133-0.200-0.267-0.333

付表４
y/Rm
0.987
0.960
0.933
0.867
0.800
0.733
0.667
0.600
0.533
0.467
0.400

時間平均値
0.243
0.385
0.423
0.448
0.422
0.409
0.380
0.430
0.498
0.610
0.762

変動強度
0.243
0.255
0.253
0.242
0.223
0.220
0.264
0.348
0.397
0.359
0.234

y/Rm
0.987
0.960
0.933
0.867
0.800
0.733
0.667
0.600
0.533
0.467
0.400

変動強度
0.194
0.212
0.217
0.214
0.224
0.222
0.233
0.250
0.274
0.293
0.293

y/Rm
-0.400-0.467-0.533-0.600-0.667-0.733-0.800-0.867-0.933-0.960-0.987

時間平均値
1.23
1.21
1.19
1.16
1.13
1.11
1.07
1.04
0.962
0.914
0.770

時間平均値
0.916
1.06
1.17
1.23
1.26
1.27
1.28
1.29
1.28
1.27
1.25

y/Rm
-0.400-0.467-0.533-0.600-0.667-0.733-0.800-0.867-0.933-0.960-0.987

時間平均値
1.24
1.22
1.20
1.18
1.16
1.13
1.10
1.07
0.999
0.944
0.854

図９（a）の元データ

y/Rm
0.333
0.267
0.200
0.133
0.067
0.000
-0.067-0.133-0.200-0.267-0.333

付表６

時間平均値
1.21
1.26
1.28
1.30
1.30
1.31
1.31
1.31
1.29
1.28
1.25

図８（b）の元データ

y/Rm
0.333
0.267
0.200
0.133
0.067
0.000
-0.067-0.133-0.200-0.267-0.333

付表５
y/Rm
0.987
0.960
0.933
0.867
0.800
0.733
0.667
0.600
0.533
0.467
0.400

図８（a）の元データ

変動強度
0.141
0.09830.07360.06020.05400.04800.0441
0.0441
0.04690.04920.0525y/Rm-0.400-0.467-0.533-0.600-0.667-0.733-0.800-0.867-0.933-0.960-0.987

変動強度
0.05530.0587
0.06150.0636
0.06550.06770.07110.07820.0874
0.09300.157

図９（b）の元データ

y/Rm
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0.267
0.200
0.133
0.067
0.000
-0.067-0.133-0.200-0.267-0.333

変動強度
0.269
0.204
0.146
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0.0535y/Rm-0.400-0.467-0.533-0.600-0.667-0.733-0.800-0.867-0.933-0.960-0.987

変動強度
0.05570.05890.06190.06350.06710.07050.07300.07990.0894
0.0974
0.121

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

付表７

図 10
（a）の元データ

付表８

θ [°]
r [mm]

15

0

0.000

5

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

10

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

15

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

25

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0.000

0.000

0.000

0.000

30

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

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0.000

50

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55

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60

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0.977

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65

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70

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0.921

0.550

0.133

74

0.871

0.885

0.707

0.419

0.215

20

25

30

167

35

θ [°]
r [mm]

40

45

50

55

60

5

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

10

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

15

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

20

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

25

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

30

0.000

0.000

0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

0.000

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0.000

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0.000

0.000

0.000

0.000

50

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0.000

0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

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0.000

0.000

0.000

74

0.113

0.04160.00607

0.000

0.000

図 10
（b）の元データr [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
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70
74

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0.000
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0.799
0.791
0.770
0.781

r [mm]
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10
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30
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0.892
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r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
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0.000
0.000
0.000
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5

θ [°]
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θ [°]
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θ [°]
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0.0956

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

168

付表９

図 10（c）の元データ

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
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0.755

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
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r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
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5

θ [°]
10

15

付表 10
20

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0.750
0.702
θ [°]
35
40
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0.000
0.000
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θ [°]
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図 10（d）の元データ

r [mm]
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5
10
15
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0.715

r [mm]
5
10
15
20
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0.435

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
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55
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5

θ [°]
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θ [°]
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θ [°]
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0.0936
0.148

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

付表 11

図 10（e）の元データ

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
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0.000
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r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
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50
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65
70
74

25
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0.000
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0.000
0.000
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r [mm]
5
10
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55
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0.000
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5

θ [°]
10
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0.000
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θ [°]
35
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0.000
0.000
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0.309
θ [°]
60
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0.000
0.000
0.000
0.000
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付表 12

図 10（f）の元データ

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0.649
0.651
0.633
0.598
0.570

r [mm]
0
5
10
15
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r [mm]
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10
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0.355
0.380

r [mm]
5
10
15
20
25
30
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55
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5

θ [°]
10

15

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0.000
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0.596
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0.555
θ [°]
35
40
0.000
0.000
0.000
0.000
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0.191
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0.265
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0.270
0.180
0.310
0.225
θ [°]
60
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0.000
0.000
0.000
0.000
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0.000
0.000
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0.108
0.114
0.108
0.104
0.09670.107
0.148

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

170

付表 13

図 11（a）の元データ

付表 14

θ [°]
r [mm]

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40

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0.104

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45

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0.214

0.131

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50

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0.232

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0.121

0.243

0.210

0.098060

0.00504

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0.154

0.249

0.142

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0.248

0.147

70

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0.0676

0.249

0.149

74

0.0336

0.0630

0.171

0.204

0.138

20

25

30

35

θ [°]
r [mm]

40

45

50

55

60

5

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0.00260

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0.00260

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40

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0.00726

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0.00263

0.0022850

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0.0020174

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図 11（b）の元データ

r[mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
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50
55
60
65
70
74

0
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0.104
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5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

25
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30
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0.248
0.238
0.184
0.143
0.150
0.186
0.200

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
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50
55
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70
74

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0.174
0.218
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0.245
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0.225
0.179
θ [°]
60
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0.0632
0.0977

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

付表 15

図 11（c）の元データ

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

0
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0.0320
0.104
0.206
0.226
0.125
0.05470.04180.04540.04230.03930.04040.04590.0568r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

25
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0.114
0.159

30
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0.219
0.190
0.160
0.154
0.170
0.191
0.189

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

50
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0.0751
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0.100
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0.204
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0.232
0.225
0.224
0.220
0.209
0.176
θ [°]
60
0.00397
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171

付表 16

図 11（d）の元データ

0.002210.00500
0.02470.0688
0.155
0.222
0.215
0.145
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0.04230.04580.06770.119

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

0
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0.122
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0.143
0.209
0.201
0.137
0.09240.07540.06420.05580.0541
0.05490.06400.0827450.00184
0.003200.004030.01430.03010.05060.0812
0.0982
0.116
0.121
0.125
0.119
0.107
0.101
0.121

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

25
0.00425
0.01130.03480.0827
0.150
0.201
0.209
0.189
0.162
0.144
0.129
0.130
0.143
0.163
0.171

30
0.004960.01550.03130.0655
0.119
0.173
0.213
0.217
0.206
0.192
0.181
0.182
0.192
0.197
0.184

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

50
0.00566
0.006630.008770.01480.0251
0.04170.06000.06980.07870.07520.06900.06150.05480.06340.091155
0.003780.00460
0.006770.01040.01920.02730.03830.04270.0471
0.04600.04330.03710.0311
0.04620.070615

20

0.002420.004310.02100.0699
0.171
0.233
0.188
0.100
0.0491
0.0426
0.04380.04380.04300.05190.0837400.00160
0.00223
0.00334
0.01490.03380.0610
0.107
0.140
0.176
0.194
0.199
0.196
0.174
0.153
0.146

5

θ [°]
10
0.00556
0.01730.0524
0.129
0.201
0.210
0.153
0.105
0.07790.06680.06120.05880.0616
0.07330.0973θ [°]35
0.004170.008420.01820.04680.0891
0.135
0.181
0.203
0.216
0.220
0.218
0.216
0.210
0.198
0.178
θ [°]
60
0.00257
0.003930.004830.008510.01490.01610.01930.01690.01720.01740.01640.01290.01500.03120.038915200.006030.01980.0608
0.135
0.204
0.214
0.161
0.113
0.08530.07190.06480.06190.06810.08610.117

0.00338
0.00991
0.03680.0933
0.168
0.214
0.205
0.166
0.131
0.104
0.09070.0864
0.0935
0.114
0.137

40
0.004170.00936
0.02140.04960.0859
0.125
0.164
0.185
0.199
0.202
0.200
0.194
0.178
0.158
0.153

45
0.00551
0.00897
0.01540.03230.05040.0756
0.110
0.127
0.140
0.146
0.143
0.136
0.116
0.106
0.121

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

172

付表 17

図 11（e）の元データ

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

0
0.00392
0.00836
0.03140.0849
0.155
0.191
0.184
0.142
0.109
0.09170.07850.06700.06340.06510.07470.09080.01410.0381
0.0924
0.160
0.193
0.179
0.139
0.111
0.09320.08030.07270.06820.06880.08320.0995r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

25
0.01070.02750.0637
0.123
0.171
0.194
0.190
0.177
0.163
0.156
0.149
0.151
0.160
0.170
0.170

30
0.009230.02130.0485
0.0961
0.146
0.181
0.199
0.198
0.193
0.191
0.187
0.190
0.190
0.186
0.180

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

50
0.00566
0.009310.01840.02850.0451
0.06180.07910.08600.09230.09140.08470.0771
0.06880.07910.105

550.00606
0.00733
0.01300.02220.03160.04030.05140.05340.05350.05230.04890.04330.04150.05860.07815θ [°]100.01370.0412
0.0920
0.159
0.193
0.189
0.152
0.125
0.102
0.08760.07900.07540.07890.0940
0.113
θ [°]
35
0.007810.01830.03850.0740
0.118
0.153
0.179
0.188
0.194
0.197
0.195
0.196
0.189
0.180
0.173
θ [°]
60
0.00379
0.00595
0.008450.0151
0.02170.02580.03090.02910.02960.02810.02470.01920.02130.03990.0494

付表 18

図 11（f）の元データ

0.007110.02420.0629
0.123
0.175
0.197
0.185
0.164
0.142
0.128
0.119
0.122
0.135
0.146
0.152

r [mm]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

0
0.00865
0.02590.0580
0.108
0.155
0.171
0.161
0.133
0.113
0.100
0.08920.07870.07550.07530.0822
0.09580.02670.0599
0.112
0.156
0.172
0.164
0.137
0.118
0.104
0.09380.08240.08020.08380.09260.100

450.00577
0.01130.0216
0.03800.06250.0860
0.110
0.122
0.131
0.134
0.130
0.123
0.110
0.110
0.126

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

25
0.01700.04260.0776
0.123
0.158
0.174
0.171
0.165
0.157
0.155
0.151
0.158
0.166
0.166
0.160

30
0.01580.03370.0638
0.107
0.142
0.165
0.177
0.179
0.177
0.177
0.176
0.179
0.180
0.179
0.173

r [mm]
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
74

50
0.01150.02100.03380.05230.06950.0859
0.102
0.105
0.108
0.108
0.09900.08980.0822
0.09400.113

55
0.009200.01640.02840.0437
0.0566
0.06860.08050.08250.08480.07680.07050.06270.05730.07140.092315

20

0.00846
0.03110.0746
0.137
0.185
0.195
0.168
0.142
0.120
0.104
0.09550.0982
0.106
0.118
0.131
40
0.00598
0.01700.03380.06190.0930
0.122
0.150
0.163
0.174
0.178
0.175
0.169
0.154
0.149
0.155

5

θ [°]
10
0.02300.0553
0.102
0.149
0.172
0.168
0.145
0.124
0.109
0.102
0.09480.0962
0.101
0.108
0.112
θ [°]
35
0.01340.03070.05940.0980
0.130
0.155
0.172
0.178
0.180
0.184
0.182
0.181
0.178
0.176
0.175
θ [°]
60
0.01000.01700.02320.03300.04000.04620.04990.04700.04460.04040.03400.02710.03040.04820.059915200.01950.04990.0971
0.146
0.172
0.174
0.156
0.139
0.125
0.114
0.107
0.111
0.115
0.121
0.126

0.01220.03610.0742
0.124
0.159
0.174
0.166
0.155
0.142
0.136
0.130
0.133
0.136
0.139
0.140

40
0.00949
0.02400.04400.0722
0.102
0.128
0.149
0.157
0.165
0.167
0.163
0.160
0.153
0.152
0.158

45
0.01460.02700.04500.06950.0923
0.113
0.130
0.137
0.142
0.142
0.136
0.130
0.121
0.124
0.140

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 R 2

付表 19
θ [°]

図 12（a）の元データ

173

付表 22

図 13（b）の元データ

z = 50 mm

z = 75 mm

θ [°]z = 100 mm

z = 125 mm

z = 150 mm

0

0.824

0.788

0

0.02150.02230.0215

5

0.819

0.813

5

0.02300.02740.0219z = 25 mm

10

0.816

0.782

10

0.02520.02670.0230

15

0.874

0.794

0.755

15

0.03130.02780.0258

20

0.742

0.715

0.683

20

0.03910.03430.0277

25

0.485

0.555

0.572

25

0.04420.03790.0318

30

0.387

0.414

0.448

30

0.04470.03980.0368

35

0.301

0.330

0.345

35

0.03770.0396

0.0386

40

0.192

0.253

0.260

40

0.03640.03950.038545

0.0815

0.166

0.186

45

0.03090.03170.032150

0.02780.07510.110

500.02670.02600.027155

0.00867

0.02830.047455

0.01660.01910.020960

0.008960.01190.017660

0.007170.01020.0129

付表 20

図 12（b）の元データ

付表 23

θ [°]

z = 100 mm

z = 125 mm

z = 150 mm

θ [°]

0

0.741

0.692

0.635

図 14（a）の元データ

z = 25 mm

z = 50 mm

z = 75 mm

00.0827

0.131

5

0.740

0.686

0.630

5

0.0971

0.139

10

0.734

0.675

0.617

10

0.108

0.155

15

0.702

0.645

0.599

15

0.118

0.146

0.204

20

0.646

0.594

0.553

20

0.285

0.225

0.238

25

0.558

0.535

0.511

25

0.218

0.276

0.286

30

0.456

0.449

0.442

30

0.159

0.255

0.262

35

0.354

0.360

0.371

35

0.192

0.205

0.244

40

0.265

0.277

0.289

40

0.179

0.198

0.222

45

0.190

0.197

0.216

45

0.102

0.171

0.204

50

0.121

0.127

0.143

50

0.0457

0.124

0.177

55

0.06040.06970.084455

0.0197

0.05670.099160

0.02430.03040.040260

0.01790.01970.0633

付表 21
θ [°]

図 13（a）の元データ

付表 24

図 14（b）の元データ

z = 50 mm

z = 75 mm

θ [°]z = 100 mm

z = 125 mm

00.01080.0165

0

0.194

0.172

0.171

5

0.01160.0184

5

0.184

0.183

0.169

z = 25 mm

10

z = 150 mm

0.01410.0196

10

0.176

0.198

0.161

15

0.01540.01910.0266

15

0.239

0.198

0.171

20

0.04720.03480.0346

20

0.261

0.224

0.195

25

0.02890.04160.0446

25

0.275

0.231

0.208

30

0.02410.03340.0404

30

0.269

0.252

0.226

35

0.02520.02580.0338

35

0.257

0.244

0.235

40

0.02790.02760.0309

40

0.245

0.262

0.241

45

0.01570.02540.0305

45

0.220

0.229

0.215

50

0.004080.01690.0247

50

0.188

0.196

0.207

55

0.002280.00483

0.0121

55

0.131

0.147

0.158

60

0.00292

0.00223

0.0037660

0.0749

0.110

0.111

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

174

鉛直管と加圧器サージ管における気液対向流制限
Counter-Current Flow Limitation in Vertical Pipes and a Pressurizer Surge Line
村瀬

道雄（Michio Murase）＊1
西田

浩二（Koji Nishida）＊1

楠木

貴世志（Takayoshi Kusunoki）＊1

冨山明男（Akio Tomiyama）＊2

要約
本研究では，鉛直管における気液対向流制限（CCFL）の従来データを整理して Wallis
β型の相関式を導出した．無次元流速における代表長さ w = D（1-β）L （D は直径，L はラプラス長さ）
は落下水流量の制限位置で異なり，シャープエッジ下端での CCFL-L では β = 0（w = D），シャー
プエッジ上端での CCFL-U では β = 1（w = L），管内での CCFL-P では β ≈ 0.5（w ≈ D0.5L0.5）であることを明らかにした．また，従来データを用いて流体物性値の影響を評価し，液相粘性の影響が大きいことから Wallis 型の相関式の勾配 m と定数 Cj を気液粘性比（ μG/μL）の指数関数で表し，常温水〜高温水，低濃度グリセリン水溶液，高濃度グリセリン水溶液の３領域に区分し，m と Cj
に対する補正項として μG/μL の指数関数を導出した．さらに，シャープエッジ上端を有する加圧器サージ管での CCFL を評価し，β = 1（w = L）で勾配 m = 0.94，定数 CK = 1.24 ± 0.1 の Wallis型の相関式を導出した．
キーワード

加圧器サージ管，鉛直管，気液対向流制限（CCFL），CCFL 相関式，代表長さAbstract
In our serial studies, we derived Wallis type correlations for counter-current ﬂow
limitation（CCFL）
in vertical pipes by using existing CCFL data. The characteristic length of wβ
= D（1-β）L（where
D and L respectively denote the diameter and the Laplace capillary length）
in the dimensionless velocity was diﬀerent depending on the limiting location, and our results
indicated that CCFL-L at the sharp-edged lower end, CCFL-U at the sharp-edged upper end,
and CCFL-P inside vertical pipes are respectively expressed by β = （0 w = D）,β = （1 w = L）,andβ ≈ 0.5（w ≈ D0.5L0.5）. We also evaluated eﬀects of ﬂuid properties on CCFL in vertical pipes byusing existing CCFL data. The most eﬀective ﬂuid properties is the liquid viscosity, and so we
expressed the slope m and constant Cj in the Wallis type correlation with the viscosity ratio ofgas and liquid（ μG/μL）.We classiﬁed three regions for eﬀects of μG/μL on m and Cj and we obtained
exponent functions of μG/μL for m and Cj in the case of the small μ（room-temperature
to highL
temperature water）for CCFL-L and CCFL-U except CCFL-P without high-temperature CCFL
data. We evaluated CCFL characteristics in a pressurizer surge line with the sharp-edged upper
end, and we derived a Wallis type correlation with β = （1 w = L）
, the slope of m = 0.94, and theconstant of CK = 1.24 ± 0.1.
Keywords

pressurizer surge line, vertical pipe, counter-current ﬂow limitation（CCFL）,CCFL correlation,
characteristic length

1. はじめに

対向流制限（CCFL）が生じる．CCFL が生じると炉心内の冷却水量が減少して燃料棒の冷却に影響す

加圧水型原子炉（PWR）で想定される事故，例

る場合があるため，PWR の事故解析では，蒸気流

えば小破断冷却材喪失事故の条件下では，炉心で発速と落下水流速との関係を与える CCFL 相関式が使生した蒸気が一次系配管や蒸気発生器（SG）の伝用されている．

熱管に流入し，放熱により生じる凝縮水が蒸気の流

著者らは，PWR のホットレグ，加圧器サージ管，れに対向して重力落下する気液対向流状態になり，SG 伝熱管を対象にして CCFL 相関式の信頼性向上

蒸気流速が大きいと凝縮水の落下が制限される気液と不確かさの定量化に取り組んできた．ホットレグ＊ 1 （株）原子力安全システム研究所＊ 2 神戸大学

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

175は傾斜管，エルボ，水平管で構成されており，水平管の上端と下端に対する CCFL 相関式を提案し不確

管で CCFL が生じやすい．加圧器サージ管は鉛直管，かさを評価した（21）．しかし，大口径管の高温高圧

鉛直エルボ，および複数のエルボを有する微傾斜管

条件に対する信頼性は確認されていない．

で構成されており，鉛直管で CCFL が生じる．SG

ホットレグの水平管と加圧器サージ管の微傾斜管

伝熱管は数千本の逆 U 字管で構成されており，上昇での CCFL および SG 伝熱管の下端での CCFL につ

流側（高温側）の鉛直管で CCFL が生じる．

,．本報では，鉛直管でのいて前報で報告した（22）（23）

ホットレグモデルを用いた CCFL 実験は多く実施

,
,
（24）
,
と加圧器サージ管での CCFL（9）（10）にCCFL（19）（21）

されているが，大部分が空気・水実験であり蒸気・
水実験は少ない（1）．また，水平管の直径 D や長さ L,は，神戸大学とのついて述べる．なお，実験（9）（10）

共同研究の一環として実施した．

および流体物性値がホットレグでの CCFL に及ぼす影響は明確にされていなかった．そこで，著者らは，1/15 縮小モデル（D = 50 mm, L/D = 8.6）での空気・水実験（2）および実機条件に対する三次元解析（3）を,を含めて L/D = 7.54 〜 9.3 に行い，従来データ（4）（5）（3）

限定した CCFL 相関式と不確かさを導出した ．
加圧器サージ管を対象にした CCFL 実験は極めて少ない（6）〜（8）．CCFL が鉛直管で生じるか微傾斜管で生じるかは明らかでなく，また，D と L/D および
流体物性値が CCFL 特性に及ぼす影響は明らかにされていない．さらに，加圧器サージ管の配管系統はプラントにより異なる．そこで，著者らは，特定プラントの加圧器サージ管を 1/10 に縮小模擬した空
（9）
と鉛直管の
気・水実験（D = 30 mm, L/D = 63）
上部を縮小模擬した空気・水実験（D = 30, 40, 60（10）を実施した．また，一次元計算モデルを整mm）備し（11），広範囲の従来データ（D = 30 〜 650 mm,
L/D = 4.5 〜 63）と実機条件に対する三次元解析結（12）果を用いて検証し，複数のエルボを含む微傾斜管に対する CCFL 予測手法を整備した．
鉛直管での気液対向流実験は多く実施されている
（13）
（14）
,

．しかし，SG 伝熱管に適用できる CCFL デー

2.

CCFL 相関式
原子力プラントの過渡・事故解析では，例えば一次元二流体モデルで気相流量に対する落下水流量を計算できるが計算精度がよくないため，落下水流量の計算には Wallis による次の CCFL 相関式（13） が広く使用されている．
H G*1/ 2 + mH L*1/ 2 = C j( j = K or W)

（1）

1/ 2

­
½
ȡk
Hk = Jk ®
¾
(
)
gw
ȡ
í
ȡ
L
G ¿
¯
*

(k = G or L)（2）

H k* は無次元流速，g［m/s2］は重力加速度，Jk［m/s］は体積流束，w［m］は代表長さ，ρ［kg/m3］は密度であり，定数 Cj と勾配 m は CCFL 測定値から決定される．Bankoﬀ ら（25）は代表長さ w を次式で表している．
w = D (í ȕ ) Lȕ ȕ（3）

L = [ı {g ( ȡL í ȡG )}]

（4）

1/ 2

タは少ない．そこで，著者らは，SG 伝熱管の下部

D［m］は直径，L［m］はラプラス長さ，σ［N/m］

を模擬する鉛直管を用いて大気圧下での空気・水実

は表面張力である．式（2）の代表長さ w により直径

（15）

験

（16）

と蒸気・水実験（17）用いて凝縮実験および短尺の逆 U 字管をD が CCFL 特性に及ぼす影響が決まるため，CCFLを行い，実寸の SG 伝熱管を用

相関式の導出では式（3）の β の選定が極めて重要で（18）

いて測定された ROSA-IV/LSTF データ

を含めて

（17）

管の鉛直管を模擬した実験（10）での測定値および従β = 0 で Wallis パラメー式
（2）の無次元流速 Hk は，**タ Jk に，β = 1 で Kutateladze パラメータ Kk にな***る．Jk と Kk は無次元直径 D を用いて相互に変換

来データを用いて CCFL 特性を整理し，落下水流量

できる．

CCFL 相関式と不確かさを導出した．また，SGある．

,と加圧器サージ
伝熱管の下部を模擬した実験（15）（16）の制限位置が鉛直管の上端，下端，管内で無次元流速に用いる代表長さが異なることを明らかにした（19）．さらに，この結果（19） と Ilyukhin ら（20） による

D = 20 mm，圧力 P = 0.6 〜 4.1 MPa での CCFL デー
タを用いて高温高圧の蒸気・水系に適用できる鉛直*

J k* = K k* D *1 / 2 , D* = D/L (k = G or L)（5）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

176

3. 縮小モデルでの空気・水実験

空気流量と給水流量である．空気の流れに対向して重力落下する水流量を下部タンク内の水位上昇率で

本章では，加圧器サージ管の約 1/10 の縮小モデ測定した．上部タンクには矩形タンクと円形タンクルを用いた空気・水実験と加圧器サージ管の鉛直管を使用し，上部タンクの水位は 0.2 m にした．鉛直管の直径は D = 30，45，60 mm の３種類とし，上を模擬した空気・水実験の概要について述べる．実
験の目的は，流動状態の観察と CCFL 特性の測定である．

端は面取りのないシャープエッジであり，下端にはD/2 の曲率を設けた．また，上部タンク水位の影響を測定するために，円筒の上部タンクを用いて，D

3.1. 実験装置= 30 mm，上部タンク水位 0.1，0.2，0.3，0.45，0.6
m で CCFL を測定した．

加圧器サージ管 1/10 縮小モデル（D = 30 mm, L/
D = 63）空気・水実験装置（9）を図１に示す．流動状態を可視化するために，下部タンク，試験部，上部タンクをアクリル樹脂製にしている．蒸気を常温空気で模擬して下部タンクに供給し，凝縮水を常温水で模擬して上部タンクに供給する．上部タンクは大気に解放されている．実験パラメータは空気流量と給水流量である．空気の流れに対向して重力落下
する水流量を下部タンク内の水位上昇率で測定した．実験では，空気流量と給水流量の他に傾斜角 θを変更した．図中の R はエルボの曲率である．
Upper tankD = 30 mm
L = 1,900 mm
L/D = 63
R = 110 mm
Lower tank
Hot leg

Vertical pipe

Surge line

T

Air

Vertical
elbow

Water
QLin
F

Drain
Reservoir
P

F

R

Compressor( F : Flow meter, P : Pressure gage, R : Regulator)

図１

鉛直管の上端 CCFL 空気・水実験装置（10）3.2. 実験結果

Drain

QL

QG

図２

加圧器サージ管 1/10 空気・水実験装置（9）加圧器サージ管の鉛直管上端での CCFL 測定用の空気・水実験装置（10）を図２に示す．流動状態を可加圧器サージ管 1/10 空気・水実験（9） での CCFL
特性を図３に，流動状態を図４に示す．
傾斜管での流動状況（図４）は，落下水流量の制限位置が鉛直管の上端の場合（CCFL-U）傾斜管での水深が浅くなり，傾斜管の場合（CCFL-S）傾
斜管での水深が深くなり，傾斜管の気相流入部の場合（CCFL-L）流入部近傍から層状噴霧流になる．傾斜角 θ ≤ 1 度では CCFL-S，θ ≥ 1 度の高 JG
では CCFL-L，θ ≥ 1 度の中 JG では CCFL-U が生じた．CCFL-S では式（3）の代表長さが直径 D になり（11）

視化するために，下部タンク，試験部，上部タンク，CCFL-U では式（3）の代表長さがラプラス長さ
L になる（10）．このため，D が大きくなるほど図３のをアクリル樹脂製にしている．常温空気を下部タン

Wallis ダイアグラム上では CCFL-U が厳しくなりクに供給し，常温水を上部タンクに供給する．上部

鉛直管の上端で落下水流量の制限が生じる可能性

タンクは大気に解放されている．実験パラメータはが大きくなる．直径が約 300 mm の実機条件では，

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

177

4. 鉛直管における CCFL 特性

0.8ș [deg] CCFL-S CCFL-L CCFL-U

0.6

JG*1/2鉛 直 管 で は， 落 下 水 流 量 が 制 限 さ れ る 位 置 が

0.0
0.6
1.0
2.0
5.0

シャープエッジ下端での CCFL-L，シャープエッジ
上端での CCFL-U，上下端がラウンドエッジの管内での CCFL-P で式（2）における代表長さ w が異なる．
そこで，本章では落下水流量が制限される位置ごとに CCFL 特性について述べる．また，直径 D と流体

0.4の物性値が CCFL に及ぼす影響について現状の知見0.2を整理しておく．

4.1. シャープエッジ下端での CCFL
0

0.2

0.4

0.6

0.8

JL*1/2
図３

加圧器サージ管 1/10 装置での CCFL 特性（9）Upper junction

著者らは，SG 伝熱管の下部を模擬する鉛直管を用いて大気圧下での空気・水実験（15）と蒸気・水実
験（16） および短尺の逆 U 字管を用いて凝縮実験（17）を行い，実寸の SG 伝熱管で測定された ROSA-IV/

Inclined pipe

LSTF データ（18） を含めて CCFL-L の相関式と不確かさを導出した（17）．

CCFL-UJ G*1/ 2 + 0.88 J L*1/ 2 = 0.76 ± 0.05 D* （6）(a) T = 5.0deg, JLin = 0.07m/s, JG = 3.2m/s

上 式 で は， 式（2）の 代 表 長 さ w は 直 径 D で あ り，**
式（1）の無次元流速 Hk は Wallis パラメータ Jk に

CCFL-S

なる．
式（6）と CCFL-L データとの比較を図５に示す．

(b) T = 0.6deg, JLin = 0.07m/s, JG = 3.8m/s

空気・水実験（15）での直径は 20 mm，蒸気・水実験（16）

CCFL-Lが広く測定精度がよいことから相関式（6）を導出す(c) T = 5.0deg, JLin = 0.07m/s, JG = 5.5m/s

図４での直径は 14, 20, 27 mm である．SG 伝熱管では蒸気・水（S-W）であるが，空気・水は測定範囲

Liquid slug

（9）

加圧器サージ管 1/10 装置での流動状態

0.8
CCFL-S と CCFL-U を評価して落下水流速 JL の値が小さい方を用いるが，鉛直管の上端での CCFL-U が(15)
Air-Water(
0.1 MPa S-W 16)
Condensation (17)
ROSA/LSTF (18)(17)
Eq. (6)

CCFL -L

0.6

制限条件になる（24）．図２に示したシャープエッジ
図３に示したように，配管系統では落下水流量が制限される位置により CCFL 特性が異なるため，評JG*1/ 2

上端での CCFL-U の実験結果は 4.2 節で述べる．

0.4

価対象を明確にして議論する必要がある．また，落下水流量が制限される位置により式（2）における代
表長さ w が異なるため，縮小モデル実験の結果か

0.2

ら実機条件での CCFL を予測する際には代表長さ w
を明らかにしておく必要がある．

0

0

0.2

0.4

0.6

JL*1/ 2
図５

シャープエッジ下端での CCFL 特性（17）0.8INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

178

る対象データに含めた．短尺の逆 U 字管による凝縮
（17）

実験

での直径は 18.4 mm であり，凝縮実験では蒸気の凝縮水が流下するため測定範囲が狭い．実寸の SG 伝熱管を用いた ROSA-IV/LSTF 実験（18）での140 mm である．D = 19 〜 38 mm と 140 mm では
D = 44 〜 100 mm より式（1）の定数 CK と勾配 m が小さくなっている．Doi ら（10） は３種類の上部タンクを使用し，矩形タンクと円形タンクでは D = 30, 45,

直径は 19.6 mm，圧力は 1, 3, 7 MPa である．これ
らの測定値の多くは，式（6）の CCFL 定数 CW = 0.76

60 mm で測定し，円筒タンクでは D = 30 mm で水に対する不確かさ± 0.05 の範囲にある．CCFL-L の形タンク，円形タンク，円筒タンクで CCFL 特性に（23）

詳細については前報を参照されたい．

有意な差があるが相違は小さい．円筒タンクでは水位が高くなるほど式（1）の定数 CK と勾配 m が大きく

4.2. シャープエッジ上端での CCFL

なっている．直径，上部タンク形状，および上部タンク水位の影響は小さいため，式（7）では定数 CK =著者らは，加圧器サージ管の鉛直管を模擬した直径 D = 30, 45, 60 mm での空気・水実験（10）を行い，（26）

Richter の報告

による D = 19〜140 mm での空気・（27）

水実験データを用いて，シャープエッジ上端に対する CCFL-U の相関式と不確かさを導出した（24）．

（7）

K G*1/ 2 + 0.90 K L*1/ 2 = 1.5 ± 0.1 D*

位を 100, 200, 300, 450, 600 mm で測定している．矩

1.5の不確かさ±0.1として扱った．本研究では蒸気・水系を対象としているが，図６は全て空気・水系での測定値である．

4.3. 管内での CCFL
Doi ら（10） は ３ 種 類 の 上 部 タ ン ク（ 矩 形， 円 形

上式では，式（2）の代表長さ w はラプラス長さ L で
*
あり，
式
（1）
の無次元流速 Hk は Kutateladze パラメー

および円筒）を使用してシャープエッジ上端でのCCFL を測定したが，円形タンクの D = 30, 45 mm

タ Kk になる．

で管内上部でのフラッディングが生じた（D = 60*

式（7）と CCFL-U デ ー タ と の 比 較 を 図 6 に 示 す．

mm では発生せず）．これは，上端から落下した液

Richter（26） は Wallis and Makkenchery（27） を 引 用

塊が上昇空気の抗力で上昇して上部タンクに流入する現象であり，高 JG で発生する．著者らは，Doi ら

し て CCFL デ ー タ を 図 示 し て い る が，Wallis and
Makkenchery（27）は鉛直管内で落下水流量がゼロに*なる KG の測定値を示したもので CCFL データは示（10）

しておらず，実験装置や実験条件の詳細は明確でな
い．直径は D = 19, 25, 32, 38, 44, 51, 64, 76, 89, 100,

で管内 CCFL が生じていると判断し，シャープエッ

による D = 30, 45 mm での管内 CCFL と類似している Richter 報告（26）による D = 19, 38 mm の高 JG
ジ上端形状での管内 CCFL（CCFL-P/SE）の相関式を導出した（19）．

1.6

Doi et al. (10)D (mm)
Richter (26)
Eq. (7) (24)

KG*1/ 2

1.2

J G*1/ 2 D *1/ 8 + 0.60 J L*1/ 2 D *1/ 8 = 0.95 ± 0.07 ,D*

（8）

上式では，式（2）の代表長さ w は D0.5L0.5 である．
式（8）とシャープエッジ上端形状での管内 CCFL
データとの比較を図７に示す．実験と直径により勾配が異なり不確かさが± 0.07 と比較的大きい．

0.8

著者らは，上端と下端がラウンドエッジの管内
CCFL に関する従来データ（28）~（31） を用いて，管内
CCFL（CCFL-P）の相関式を導出した（19）．

0.4

J G*/ 2 D */  + 0.90 J L*/ 2 D */  = .2 ± 0.07 ,

0

0

図６

0.4

0.8
KL*1/ 2

1.2

1.6
（24）

シャープエッジ上端での CCFL 特性D* （9）上式では，式（8）と同様に，式（2）の代表長さ w は
0.5 0.5
D L である．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

4.4. 鉛直管での CCFLに対する直径の影響

1

鉛直管に対する CCFL 相関式の定数を CK に変換

J G*1/ 2 D*1/ 8

0.9

して図９に示す．ここでは，
式（6）の CCFL-L 相関式，
式（7）の CCFL-U 相関式，式（9）と式（10）の CCFL-P

0.8

相関式および式（8）の CCFL-P/SE 相関式を比較し0.7

Doi et al., 30mm
Doi et al., 45mm
Richter,CCFL19mm P
Richter, 38mm
Eq. (8)

0.6
0.5

図７

0

0.1

ている．CCFL-U は，Kutateladze パラメータ支配であるため，直径によらず CK は一定値をとる．そ(10)の他の相関式では直径が大きくなるほど CK が大き(10)くなり，CCFL-P では一定値 1.79 に漸近する．CK は

(26)
(26)

CCFL-P，CCFL-U，CCFL-L の順に大きく，この順(19)に落下水流量が多くなる．しかし，直径が大きくな

0.2
0.3
J L*1/ 2 D*1/ 8

0.4

0.5

シャープエッジ上端形状での管内 CCFL（19）

ると CCFL-L と CCFL-U の大小関係が逆転し，上端で落下水流量が制限される．上端がシャープエッジ
での管内制限である CCFL-P/SE は，特定の条件で生じ，直径が大きくなると発生していない．

式（9）と上下端がラウンドエッジでの管内 CCFL
データ（28）〜（31）との比較を図８に示す．測定値（28）〜（31）2は全て空気・水系である．CCFL-P では図７に示した CCFL-P/SE より JL が大きい．

1.8

1.4

D

J G*1/ 2 D*1/ 8

1
0.8

1.6
CK

18mm (28)25.4mm (29)31.8mm (30)50.8mm (31)
Eq. (9) (19)

1.2

1.4

CCFL-L, Eq. (6)
Eq.C(7)
Effects CCFL-U,
of D* onK
CCFL-P, Eq. (9)CCFL-P, Eq. (10)CCFL-P/SE, Eq. (8)

1.2

0.6

1

0.4

0

0.2
0

図９

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

20

D*

40

60

鉛直管での CCFL に対する直径の影響（19）

落下水の制限位置により鉛直管内での流動状態，
平均液膜厚さ（もしくは平均ボイド率）および圧力

J L*1/ 2 D*1/ 8
図８179

上下端がラウンドエッジでの管内 CCFL（19）勾配が異なる．CCFL-L では，液膜が厚く圧力勾配が大きくなる．上端での落下水体積流束 JL,U と下端での落下水体積流束 JL,L との差（JL,U ‑ JL,L > ０）に直径が大きくなると式（2）の代表長さ w は L にな
り CCFL 定数が CK = 1.79 になるとされている（27）．

より下端で蓄水され，環状の水塊が大きくなると

式（5）を用いて式（9）の Jk を Kk に変換し，上限値
CK = 1.79 を適用すると次式が得られる（19）．

上昇して上端から流出する（15）．これは上端と下端との落下水の差（JL,U ‑ JL,L）を輸送するメカニズ**

K G*1/ 2 + 0.90 K L*1/ 2 = min[(1.2 ± 0.07) D *1/ 8 , 1.79] ,D* （10）ムであり，JL,L を直接決定しているメカニズムは明らかでない．CCFL-U では，液膜が薄く圧力勾配が小さいが，落下水体積流束 JL,U が周期的に大きく変動するため鉛直方向に波状の液膜厚さ分布が存INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

180在する．周期性の乱れが小さく変動が大きい場合に，管内で環状の水塊が形成され上昇して上端かWallis 型の相関式で表し，定数を式（12）で定義される液相オーネソルゲ数 OhL の指数関数 OhL‑0.05 で補正

ら流出する CCFL-P/SE が生じる（10）．落下水の一している．

部が環状の水塊になって上昇・流出するため時間
平 均 の JL が CCFL-U よ り 小 さ く な る．Wallis and

OhL = ȝ L ( ıȡ L D)

1/ 2

（12）

Makkenchery（27）によれば，小口径管では液膜下端式（11）と同様に，OhL に含まれている直径 D の妥当に環状の水塊が形成されるが，大口径管では水塊が性は確認されていない．

形成されないとしている．液膜下端の下方は乾き面

著者らは，下端がシャープエッジの鉛直管を用いであることから CCFL-P と状況は異なるが，直径がて，D = 20 mm での空気・水実験（15）と空気・グリ
セリン水溶液実験（16）および D = 14, 20, 27 mm での大きくなると CCFL-P/SE が生じないことから，大口径管では環状の水塊が生じにくくなる（少なくとも周方向に分断される）と推察される．鈴木・植

蒸気・水実験（16）を行ない，補正項に気液粘性比 μG/μL の指数関数を用いた CCFL-L 相関式を導出した

田（28） によれば，CCFL-P（D = 18 mm）において（16）

も環状の水塊の形成と上昇が観察されており，水塊で使用された流体物性値に関する各種の無次元量について検討して μG/μL を選択した．

は中央より下端に近い位置で形成される場合が多いとしている．したがって，小口径管では CCFL-L と
CCFL-P とで管内での流動状態が類似していると推察される．

4.5. 鉛直管 CCFL に対する物性値の影響
鉛直管でのフラッディング開始に対する流体物性値の影響に関する研究は多いが，フラッディング状
態での JG と JL の関係を示す CCFL に対する流体物
性値の影響に関する研究は少ない．
（13）

Wallisは，上端と下端がラウンドエッジの鉛直管（D = 19 mm）で空気とグリセリン水溶液を用いた実験を行い，取得した CCFL-P データの一部
に対して式
（11）
で定義される液相の逆粘性数 NL（浮力と粘性力の比）を用いた相関式を示している．

[

N L = ȡL ( ȡ L í ȡ G ) gD 3

]

1/ 2

ȝL

（11）

しかし，NL に含まれている直径 D の妥当性は確認されていない．
Ilyukhin ら（20） は，上端と下端がシャープエッジ．この CCFL-L 相関式の導出（16）では，従来研究式（2）〜（4）に含まれていない液相粘性 μL は落下
水流量に影響する（13），空気と蒸気で気相粘性 μG の変化は小さいことから，著者ら（21） は流体物性値の 補 正 項 に μG/μL を 使 用 し， 鉛 直 管 CCFL に 対 する Wallis 型の相関式を導出した．直径 D の影響は
落下水流量の制限位置により CCFL-L，CCFL-U，
CCFL-P で異なるため，D = 18 〜 20 mm の範囲に
（1）の勾配 m と定数限定して気液粘性比 μG/μL が式
CW に及ぼす影響について検討した．μG/μL と CW お
よび m との関係を図 10 に示す．常温常圧の空気・水を境界にして μG/μL の影響が大きい領域と小さい領域に区分できる．空気・グリセリン水溶液では，
μG/μL の CW への影響が中程度の低濃度領域と m への影響が大きい高濃度領域に区分できる．つまり，
水，低濃度グリセリン水溶液，高濃度グリセリン水溶液の３領域に区分できる．この結果より，特定領域での CCFL データを用いて異なる領域に外挿評価
できないことが明らかである．
図 10 に示す定数 CW と勾配 m を水，低濃度グリの 鉛 直 管（D = 20 mm） で 高 温 高 圧（P = 0.6 〜

セリン水溶液，高濃度グリセリン水溶液の３領域ごとに最小二乗法を用いて μG/μL の指数関数を求め

4.1 MPa）の蒸気と水を用いた実験を行い，取得した．求めた μG/μL の指数関数を用いて CCFL データ

た CCFL データを Wallis 型の相関式で表し，定数を気液密度比の指数関数（ ρG/ρL）0.05 で補正していを整理した．μG/μL の指数関数で補正した CCFL-Lる．しかし，CCFL データが多い大気圧下での空気・

示 す． 図 11 の CCFL-L と 図 12 の CCFL-U は 常 温 水

水系の空気密度は約 0.2 MPa の蒸気密度に相当し，から高温水の領域を示し，図 13 の CCFL-P は低濃ρG/ρL は空気・水系に適用できない．

度グリセリン水溶液の領域を示す．図 11 〜 13 に示（32）

Zapke and Kröger

は，下端がシャープエッジの鉛直管（D = 30 mm）で空気とメタノール水溶液を用いた実験を行い，取得した CCFL データをを 図 11 に，CCFL-U を 図 12 に，CCFL-P を 図 13 にす CCFL データに対して最小二乗法を用いて Wallis
型の相関式
（1）
の勾配 m と定数 Cj を求めた（21）．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

1
0.9
C

2.5

L, 20 mm (20)
L, 20 mm (15,16)
Constant,
C (20)
U, 20 mm
(26)
(D U,
= 18-2019 mmmm)
P, 19 mm (13)P, 18 mm (28)

0.8

7MPa

SteamWater

0.7
Air-Glycerol

0.6

Air-Water

0.5
1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-02 1.E-01 1.E+00
ȝG /ȝ L
2.5

1.5

1.5
1

図 12

0.2

0.4
0.6
0.8
*1/
2
0.14
(ȝ G / ȝ L ) K L

Air-Water0
1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-02 1.E-01 1.E+00

ȝG /ȝ L
図 10

（21）

μG/μL が定数 CW と勾配 m に及ぼす影響（L: CCFL-L, U: CCFL-U, P: CCFL-P）

JG*1/ 2D*1/ 8/ (ȝ G /ȝ L )0.07

m

SteamWater

Air-Glycerol

(13)
A-W
A-G33% (13)(13)
A-G50%CCFLP
A-G60% (13)A-G70% (13)A-G75% (13)
(13)
A-EG
(28)
A-W
(29)
A-W
(30)
A-W
(31)
A-W
Eq. (15)

1.4
1.2
1
0.8
0.6

(15)
Air-Water
0.1
MPa
粘 性 比 補 正(16)(20)
0.6 MPa(20)
1.1 MPa(20)
1.6 MPa(20)
2.1 MPa(20)
4.1 MPaROSA/LSTF (18)
Eq. (13)

1.2
1.1
1
0.9

dCw = ±0.05

0.8

0

0.1

0.2 0.4 0.6 0.8

0.3

J G*1/ 2 + 2.26( ȝ G ȝ L)

0.29

J L*1/ 2= (1.2 ± 0.05) u ( ȝ G ȝ L)
0.21

μG/μL の指数関数で補正した CCFL-L（21）0.4

1.2 1.4 1.6

図 13 μG/μL の指数関数で補正した CCFL-P（21）（A: air, EG: ethylene glycol, G: glycerol, W: water）

0.14(CCFL-L)（13）

K L*1/ 2
0.07

0.2

1

JL*1/ 2D*1/ 8/ (ȝ G /ȝL )0.07= (1.98 ± 0.19) u ( ȝ G ȝ L )(ȝ G/ ȝ L)0.15(J L* )1/ 2
図 110

K G*1/ 2 + 2.13( ȝ G ȝ L )1, 3, 7 MPa0.7

dC0.5= ±0.15

0.4
0.2

1.3

1

μG/μL の指数関数で補正した CCFL-U（21）

1.8

0.5

(J G* )1/ 2 / (ȝ G/ ȝ L)0.14

0

1.6

1

0.6

dCK = ±0.19

0.5
0L, 20 mm (20)
L, 20mmm (15,16)
Slope,
U, 20 mm (20)(D U,
= 18-20 mm)
19 mm (26)P, 19 mm (13)7MPaP, 18 mm (28)2上 端CCFL
0.6-4.1
MPa, 20 mm (20)
Ilyukhin
et al.mm(1988)(26)A-W,
19-140(10)
A-W, 30-60 mm
Eq. (14)(A-W: air-water)2
KG*1/ 2/ (ȝ G / ȝ L)0.07

1.1

181

(CCFL-U) （14）J G*1 / 2 + 0.90 J L*1 / 2= (1.58 ± 0.15) u ( ȝ G ȝ L)

0.07

/ D *1/ 8 (CCFL-P) （15）INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

182

勾配 m と定数 Cj に対する液相粘性の影響（21）

表１LiquidWater

Low concentration glycerol
0.29

0.02

High concentration glycerol

CCFL-L（ β = 0）*
5.6 ≤ D ≤ 19

m = 2.26（ μG /μL ）CW =（1.2 ± 0.05）（ μG /μL ）0.14

m =0.74（ μG /μL ）CW = 0.78（ μG /μL ）0.03

N/A

CCFL-U（ β = 1）*
7 ≤ D ≤ 51

m = 2.13（ μG /μL ）0.21
CK =（1.98 ± 0.19）（ μG /μL ）0.07

N/A

N/A

CCFL-P（ β ≈ 0.5）*
6.6 ≤ D ≤ 38

N/A

m = 0.90
C0.5 =（1.58 ± 0.15）（ μG /μL ）0.07

m =0.11（ μG /μL ）‑0.27
C0.5 = 0.87

式（13）〜（15）は μL を変更した CCFL データがある代表的な領域に対して導出したものである．他の領域を含む CCFL 相関式の勾配 m と定数 Cj に対す
る μL の影響を表１に示す．各領域の境界は隣接領域との m もしくは Cj の交点から求まる．CCFL-P に対する蒸気・水データは見当たらない．

した．彼らは，この APEX データを大口径の管内
CCFL に対する定数 CK = 1.79 と比較し，APEX デー
タは CK = 1.5 に近いと評価（6）したが，CCFL 相関式を提案していない．そこで，著者ら（24）は，微傾斜管での CCFL と鉛直管のシャープエッジ上端での（20）

図 11 に 示 し た CCFL-L で は，Ilyukhin ら

と

（18）

とで測定値の相違が大きく，式（13）

Yonomoto ら

内の水位変化から落下水流量を求めて CCFL を評価

CCFL を比較し，加圧器サージ管に対する CCFL 相関式を導出した．

は ROSA-IV/LSTF データ（18） との一致が悪い．相著 者 ら が 使 用 し て い る 過 渡・ 事 故 解 析 コ ー ド違の原因は明らかでないが，実験装置と測定方法

RELAP5 では式（1）〜（4）で定義される CCFL 相関の相違による思われる．したがって，SG 伝熱管の式が使用されており，RELAP5/MOD3.2 では式
（3）
の β，
および式
（1）
の m と Cj を入力する．したがって，（17）

CCFL 評価には Kusunoki らによる式（6）の使用を推奨し，一般的なシャープエッジ下端での CCFL
評価には式
（13）
の使用を推奨する．異なる実験で測RELAP5/MOD3.2 で使用する CCFL 相関式では流体物性値の影響は定数 Cj の不確かさ± dCj に含め，定値の相違が大きい場合があり，評価対象に応じて感度解析や統計解析により不確かさの影響を評価し適切な相関式を選定する必要がある．

ている（33）．

図 12 に示した CCFL-U に関する著者らの目的は
直径約 300 mm の加圧器サージ管への適用であるが，μL の影響は直径 20 mm での測定値に基づいて

5.1. 鉛直管上端での CCFL

おり，式
（14）
の大口径への適用性は明らかでない．

著者ら（24）は鉛直管のシャープエッジ上端に対す

図 13 に示した CCFL-P と式（15）は低濃度グリセ

る CCFL の従来データを用いて CCFL 相関式を導出

リン水溶液の領域に対するものであり，式（15）を高温高圧の蒸気・水系に外挿使用することはできない．
表１の CCFL-L で CW と m に対する μG/μL の指数がした．

K G*1/ 2 + 0.90 K L*1/ 2 = 1.4 ± 0.2（16）変化するのと同様に，蒸気・水系では μG/μL の指数

式（16）と 従 来 デ ー タ と の 比 較 を 図 14 に 示 す． 図が式（15）と異なる可能性が大きく，蒸気・水実験に

中 の “0.1 MPa” は 空 気・ 水 系 で あ り，Doi ら（10） とよる確認が必要である．

Richter（26）は図６に示した測定値と同じである．“1R”
は D = 300 mm に対する環状流モデルでの一領域計

5. 加圧器サージ管での CCFL
（6）

Takeuchi ら算の結果であり，一般的には落下水流量が小さくなる空気・水条件で計算した．環状流モデル計算に使は，AP600 の加圧器サージ管を対用した気液界面摩擦の相関式は直径 140 mm までの象として傾斜管，鉛直管，鉛直エルボでの CCFL を

空気・水実験データ（26）から導出されており，大口

評価し，傾斜角が１度以上では鉛直管で落下水流量が制限されると結論付けた．また，AP600 の縮径に適用すると落下水流量が低下し，高温高圧の蒸気・水系に適用すると勾配 m が非合理的に大きくな

小模擬実験装置 APEX を用いた中小破断冷却材喪る（24）．Ilyukhin ら（34）は，D = 20, 30 mm での蒸気・失事故（LOCA）模擬実験において，加圧器逃し弁水データである．“ １〜 8 MPa”（34）は本文での記述

ノズルの圧力損失から蒸気流量を測定し，加圧器を参照して “0.3 〜 1.6 MPa” の平均値の 1.1 倍を表示

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

1.5

0.1MPa *a0.1MPa *b
0.3- 1.6MPa *c
1- 8MPa *c
D (mm)APEX *d
1R, 300mm, 0.1MPa
Eq. (16)1183

図１に示した実験装置の加圧器サージ管の仕様を10 倍した実機条件である．微傾斜管に対する CCFL
相関式は，一次元計算と三次元解析によって求めた,．微
実機条件に対する CCFL 特性から求めた（12）（22）
傾斜管に対する無次元流速の代表長さは w = D であ

KG*1/ 2り，式
（5）を用いて CW = 0.56 ± 0.035 を CK に変換（CK）して図示した．鉛直管の上端に対する CCFL 相関式は式（7）である．直径 D ==（0.56 ± 0.035）D*1/4

300 mm では，0.1 〜 7 MPa での無次元直径は D =*0.5

110 〜 190 になる．D = 110 〜 190 の範囲では，微傾斜管より鉛直管上端で定数 CK が小さく，鉛直管*の上端で落下水流量が制限される．

0

0

0.5

1

KL*1/ 21.5

図 14 鉛直管上端 CCFL の相関式と不確かさ（24）（*a Doi et al.（10）, *b Richter（26）,*c Ilyukhin et al.（34）, *d Takeuchi et al.（６））

した．APEX（6）は AP600の縮小模擬実験装置であり，

5.3. 加圧器サージ管の CCFL
式（16）と加圧器サージ管の縮小モデル実験による CCFL 測定値との比較を図 16 に示す．Futatsugiら（9） による実験は 1/10 縮小モデル（直径 30 mm）

加圧器サージ管の直径は 89 mm であり，CCFL はでの空気・水系であり，図３に示した CCFL-U を*
Kutateladze パラメータ Kk に変換してプロットし中小破断 LOCA 模擬実験で取得された測定値であた．直径 89 mm での蒸気・水実験である APEX デー

る．CCFL 測定では実験装置や実験方法の影響が大タ（6）と 30 mm での空気・水データ（9）とは一つの直きいため，使用する情報量が多くなると不確かさが線上にある．これらの縮小モデル実験による CCFL

大きくなる．

測定値から相関式を求めると次式で表せる（24）．

鉛直管の上端に対する相関式（16）と加圧器サージ管

加圧器サージ管の微傾斜管と鉛直管上端でのCCFL 特性の比較を図15に示す．微傾斜管の仕様は，2の縮小モデルに対する相関式（17）には明確な相違が

1.5

1

1

CCFL-U, Eq. (7)Inclined pipe*

0.5*Murase et al. (12)

0.5

図 15

Eq. (16)APEX *aD (mm) D=30 mm *b
Eq. (17)

K G*1/ 2

CK

1.5

0

（17）

K G*1/ 2 + 0.94 K L*1/ 2 = 1.24 ± 0.1

5.2. 落下水流量の制限位置

0

0

50

100
D*

150

200

加圧器サージ管の微傾斜管と鉛直管上端でのCCFL の比較（24）0

0.5

K L*1/ 21

図 16 加圧器サージ管の CCFL 特性（24）（*a: Takeuchi et al.（6）, b: Futatsugi et al.（9））

1.5

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

184あり，縮小モデルでは鉛直管上端より落下水流量が

（17）
と式
（16）
験結果によると，
空気・水データ（8）は式小さくなっているが，この原因は明確でない．

の間になっており，大気圧下での蒸気・水データ（35）式（17）で は CCFL 定 数 の 不 確 か さ が 約 ８ ％（=0.1/1.24）であり，微傾斜管に対する不確かさ約６％*1/4 （12）（CK =（0.56 ± 0.035）D）は式（17）の下限値に近い．これらの西安交通大学（35）,を含めて導出される相関式は式（17）での測定値（8）より少し大きい．実と顕著な相違はないが，式（17）より不確かさが大き験装置の相違が CCFL 特性に及ぼす影響は比較的大

気液密度比の変化により蒸気・くなる．Yu ら（35）は，きく，実験装置と実験方法によって異なるが，一定

水系での落下水流量（35）が空気・水系での落下水流

値以上の直径（鉛直管の上端と加圧器サージ管の縮量（8） より少なくなったと推定している．一方，鉛小モデルでは 30 mm 以上）では，直径と流体物性値が CCFL 特性に及ぼす影響は比較的小さいと判断

直管における CCFL では，表１に示したように，水温の上昇に伴って液相粘性が小さくなり定数 C が大している．したがって，式（17）を加圧器サージ管のきくなる（落下水流量が増加する）．このような実実機条件に適用できると判断している．

験データ相互の不整合が散見されるため，従来デー
タや CCFL 相関式の使用に際しては工学的な判断や

6. 考察

選択が必要である．

6.1. 鉛直管での CCFL

7. まとめ

前報（22）で述べたように，ホットレグの水平管や,本報では，鉛直管での CCFL（19）（21）と加圧器サー

加圧器サージ管の微傾斜管に対しては層状流モデル

,
（24）
,
について，公開済み論文にジ管での CCFL（9）（10）による一次元計算で CCFL を精度よく予測できる．

おける主な結果について紹介した．

しかし，鉛直管での CCFL 予測については，三次元

鉛 直 管 で は， 上 端 と 下 端 の 形 状 に よ り シ ャ ー

解析，環状流モデルによる一領域計算ともに定量評

プエッジ下端での CCFL-L，シャープエッジ上端

価できる状況に至っていない（23）．このため，鉛直での CCFL-U，両端がラウンドエッジの管内での管での CCFL は，本報で述べたように実験データに

CCFL-P に分類される．Wallis 型の相関式に用い
β（D はる無次元流速における代表長さ w = D L（１‑β）

基づく相関式に依存しているが，実験装置や測定方法による測定値の相違が大きく不確かさが大きい．図９に示したように，落下水流量の制限位置により式（2）における代表長さ w が異なり，直径の影
響が異なることに留意する必要がある．また，鉛

直径，L はラプラス長さ）において，CCFL-L では
β = 0（無次元流速は Wallis パラメータになる），
CCFL-U では β = 1（無次元流速は Kutateladze パ
ラメータになる），CCFL-P では β ≈ 0.5 になる．流直管の上端での CCFL-U については，図９から明ら*かなように無次元直径 D が小さくなると管内での体物性値では液相粘性の影響が大きく，水温が高く

CCFL-P で落下水流量が制限されることになるが，定数 C と勾配 m が大きくなる．

なると液相粘性が小さくなり Wallis 型の相関式の異なる実験での測定値の相違が大きく D が小さい

加圧器サージ管では，鉛直管の上端で落下水流量

範囲での CCFL 特性は明確になっておらず，今後のが制限される（CCFL-U）．加圧器サージ管の縮小検討課題である．

モデルを用いた実験による CCFL データから Wallis*

6.2. 加圧器サージ管での CCFL

型の相関式（ β = 1，CK = 1.24 ± 0.1，m = 0.94）
を 導 出 し た． し か し， こ の 相 関 式 で は CCFL-U（ β = 1，CK = 1.4 ± 0.2，m = 0.90）より CK が小さ

加圧器サージ管では，図 15 に示したように，鉛

くなっており，その原因は明らかでない．最近公開

直管の上端で落下水流量が制限される．しかし，図された西安交通大学における AP1000 の加圧器サー

16 に示したように，加圧器サージ管の縮小モデル

ジ管の縮小モデル実験データを含めると CK の不確を用いた実験による CCFL データでは CCFL-U よりかさが± 0.1 より大きくなる．

落下水流量が小さくなっており，この原因は明らかでない．西安交通大学で行われた AP1000 の加圧器
サージ管の縮小モデル（D = 90 mm）を用いた実INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 1

文

献

185

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INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

187

TT690 合金の SCC に関する知見と今後の課題
Current Knowledge and Future Challenges on SCC in Alloy 690 TT
寺地

巧（Takumi Terachi）＊1

岡本マキエ（Makie Okamoto）＊1

山田

卓陽（Takuyo Yamada）＊1
有岡孝司（Koji Arioka）＊1

要約
PWR1 次系環境における TT690 合金の SCC に関する INSS の取組みについて，文献デー
タと共に整理した．TT690 合金は耐 PWSCC 性に優れるが，冷間加工度や温度は SCC 進展の加速因子となる．TT690 合金はクロム濃度が高いため，600 合金に認められる様な粒界に特化した酸化は生じ難く，特異な条件が付与された環境以外では 600 合金の様に短期間で SCC を生じないと考えられる．明瞭な SCC 発生は変動ひずみを付与した条件で再現され，機械的に保護皮膜が破壊され修復が追従しない時に割れが生じ得ると推察される．一方，410℃以上の高温大気中では
キャビティ生成型の亀裂が生じることが確認されているが，PWR の使用温度域において供用期
間中に発生するには，酸化や水素などの複合的な作用が必要と考えられる．代表的な腐食影響としては，カソード反応として生じる水素が空孔拡散を加速する効果が想定される．TT690 合金のSCC 発生機構としては，長期間の空孔拡散の結果として生じるキャビティ生成が有力と考えられ，
SCC 発生の可能性評価には，冷間加工・温度・応力・炭化物・粒径・腐食など各種影響因子との相互作用を踏まえた更なる取組みが必要である．
キーワード

TT690 合金，SCC 発生機構，水素ガス，冷間加工度，キャビティ生成

Abstract
Stress corrosion cracking（SCC）
of Alloy 690 TT in the primary PWR system has
been evaluated by reviewing past INSS experiments along with literature data. Although Alloy
690 TT has excellent PWSCC resistance, the degree of cold work and temperature contribute as
accelerating factors for SCC propagation. Since Alloy 690 TT has a high chromium content, SCC
caused by grain boundary oxidation which is often observed in Alloy 600 is hard to initiate in ashort period. Only the condition with dynamic strain reproduces the SCC, which is assumed tobe due to the protective oxide ﬁlm being mechanically fractured and not repaired in time. On theother hand, a high-temperature atmosphere above 410 ℃ reproduced the cracking of Alloy 690
TT, which was accompanied by the formation of cavities. However, extra acceleration factors
such as oxidation and hydrogen are necessary for cracking caused by cavity formation during
the lifetime of power plants in the service temperature range. The typical inﬂuences of corrosion
are assumed to be the acceleration of vacancy diﬀusion by involvement of hydrogen generated
as a result of the cathodic reaction. Cavity formation caused by vacancy diﬀusion during longtime usage is considered to be the major contributor to the SCC initiation mechanism of Alloy
690 TT. To clarify the possibility of crack initiation, quantitative evaluations based on interaction
with various inﬂuencing factors such as cold work, temperature, stress, carbide, grain size andcorrosion are necessary.
Keywords

Alloy 690 TT, SCC initiation mechanism, hydrogen gas, cold work, cavity formation

1. 諸言

合金が用いられてきたが，PWSCC が多数報告されたことを受け，その対策材としてクロム濃度を高め

加 圧 水 型 軽 水 炉（pressurized water reactor,

た 690 合金の導入が進められた．耐 SCC 性を向上さPWR）の蒸気発生器の伝熱管や圧力容器の管台部せる特殊熱処理（thermal treatment, TT）を加えには高温水中で耐食性に優れるニッケル基合金が用た TT690 合金の蒸気発生器細管への適用は，1989

いられている．ニッケル基合金としては，当初 600

年に D.C. Cook ２号機，Indian Point ３号機および＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

188

Ringhals ２号機にて始められ，既に多くの使用実

おり APC や局所酸化が重要な役割を果たしている

績が積み上げられているが，現在までのところ応力と考えられる（9）．一方で，酸素を含まない PWR 条

腐食割れ（stress corrosion cracking, SCC）は報告

件では還元性条件で SCC が生じることから，単純されていない．

な APC で説明することが困難であり，さまざまな実機の運用実績は，TT690 合金が耐 SCC 性に優仮説が提唱されてきた．主な SCC 機構として提唱れる材料であることを証明しているが，疲労予亀裂されてきたものには，選択酸化／溶解，粒界酸化，を入れた試験片による模擬環境中の試験では，SCC

水素誘起，クリープ / 粒界キャビティ生成などがあ

（1）〜
（3）

進展を示すことが明らかとなっている．また

近年になって動的歪みを付与した条件では SCC 発
（4）〜
（6）

る．
選択酸化／溶解は APC と類似の SCC が PWR1 次

や，410℃以上の高温大気中で系環境でも生じるとした考え方で，BWR と PWR

はキャビティ生成を伴った亀裂が生じることが確認

両方の SCC 機構を酸化の局在化と捉えたものと理生を示すこと（7）されている ．更に，360℃の温度加速条件で長時（10）．また酸化が影響する概念としては，
フィ解できる

間浸漬により行われた定荷重型の SCC 発生試験に

ルム破壊の寄与も議論されている（11）．フィルム破おいても，SCC の核形成を認める報告がある（8）．

壊は TR（tarnish rupture）とも呼ばれ，厚く成長TT690 合金の長期健全性を評価するには，SCCした皮膜が動的な歪みによって割れ，金属の新生面が発生・進展する可能性について，機構論に基づきが露出することにより局部的な酸化・溶解が生じる評価を行うことが重要と考えられる．本稿の前半とした概念である．クロムや鉄は PWR1 次系環境

では，INSS で実施した SCC 進展試験により得られ中でも容易に酸化されるため，新生面が生じた領域

た知見，文献に基づいて現在までに提案されていでは局所的に大きな電気化学反応が生じる．また，

る SCC 機構と，各影響因子の寄与について述べた．

接液面では酸化物の存在が確認されるため，酸化や影響因子としては，冷間加工度や温度など，SCC

溶解は様々な材料への SCC 機構として関与が指摘

進展速度に直接影響するパラメータの他，SCC 機されてきた．

構に対して重要な役割を持つと考えられている酸

粒界酸化は，開口前の結晶粒界に予め酸化が生化，水素，粒界キャビティ，粒界炭化物について整理した．また，本項の後半では TT690 合金の SCC

じた後に SCC が伝播するとした機構である（12）〜（14）．
600 合金などの高ニッケル基合金で μm オーダーの発生研究について概説すると共に，粒界キャビティ

大きな粒界酸化が生じることが明らかにされてお生成型の機構を中心に取組み結果を述べた．これにり，SCC の発生・進展に寄与している可能性が示唆

より，既往知見から考え得る SCC 発生の機構に対されてきた（15）．実機で SCC 発生が多く報告されてして検討した結果をまとめた．

いる 600 合金に顕著で，SCC 発生感受性が低いとさ

2.

SCC 進展研究2.1. これまでの知見
SCC は特定の材料と環境の組み合わせで生じる
材料劣化事象であり，さまざまな環境と材料で生じれるステンレス鋼では顕著ではないことから，600
合金特有の SCC 発生の要因と考えられる．近年の照射誘起応力腐食割れ（irradiation assisted stresscorrosion cracking, IASCC）の検討では，照射された材料の粒界が選択酸化されている状況が確認されており，IASCC 発生に影響する可能性のある現象である（16）．

ることが知られている．代表事例として広く知ら

水素誘起型の SCC の解釈としては，室温条件でれているステンレス鋼の塩化物 SCC は，活性溶解も生じる水素脆化を高温まで適用したもので，応力型（active path corrosion, APC）の SCC 機構とし

集中と水素の寄与により SCC が伝播するとした考て比較的容易に説明され，亀裂内外で酸素の濃淡え方である（17）〜（20）．PWR1 次系環境下で水素が影電池を形成することにより，亀裂内でアノード溶響する機構についても諸説あり，水素化物による粒解が促進されることが原因とされる．高温水中に界結合力の低下，水素が局所変形を加速するとした

おける SCC に対しても，沸騰水型軽水炉（boiling

水素誘起局所塑性（hydrogen enhanced localized

water reactor, BWR）環境のように酸素が存在す

plasticity, HELP）およびメタン生成などが想定さる条件では，腐食電位の低減が有効な対策とされてれている．水素誘起型の機構は，PWR 条件での割INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

れがカソード支配で進展することから有力な機構と1.E-04

類推されるが，水素の役割について明確な根拠を得るには至っていない．

GKT INSS(TL, 360Υ, K=30)
SLT INSS(SL, 360Υ, K=30䠅
SLA INSS(TL, 360Υ, K=30)
SLA INSS(TL, 320Υ, K=30)
ENSA TT, Bruemmer (SL, 360Υ, K=30-32)
Valinox RE243, Bruemmer䠄SL/ST, 360Υ K=30-47)

プとして生じる現象が環境水の影響によって助長され，高経年化事象として PWR 環境中で顕在化する,〜（23）．粒界に集積しことを想定した機構である（7）（21）た空孔が合体・成長を繰り返し，粒界キャビティを生じることで粒界結合力を低下させるとした仮説であり，特に SCC 感受性が低い TT690 合金の発生に対し重要な役割を有する可能性がある．キャビ
ティに関しては，Arioka ら（7） によって CANDU 炉

SCC進展速度（mm/s）

1.E-05

クリープ / 粒界キャビティ生成型は，高温クリー

189

1.E-06

1.E-07

1.E-08

1.E-09（重水減速重水冷却圧力管型炉）における炭素鋼のSCC およびクリープ亀裂の発生を契機に，TT690

1.E-100合金に対して検討が進められている．
ここでは複数の機構の概要を述べたが，多くの要因が相互に影響を及ぼし割れを助長していると考え

図１

10

20

30

40

冷間加工度（％）

50

60

TT690 合金の PWR1 次系模擬環境下における SCC,（51）,進展速度に及ぼす冷間加工度の影響（29）（31）られるため，現象の主要因を一つに絞り込むことは困難な可能性もある．そのため，材料と環境条件にと耐力を増加させる．この耐力の増加は，SCC 先

よって各因子の影響度が変化する可能性も考慮し，端における塑性変形領域を減少させるため，同じ荷包括的な考え方で様々な要因の影響を整理すること

重で試験した場合には高耐力材ほど局所的な応力が重要と考えられる．

,．局所的な応力の増加は，SCC 先が増加する（33）（39）2.2.

端における歪み速度の増加を生じさせ，保護皮膜

SCC 進展速度への冷間加工度の影響の破壊など他の影響因子との相乗効果も働き，SCC
進展速度を変化させるという考え方が可能となる．

SCC 進展速度の評価には，CT 試験片が一般的に

なお，冷間加工による腐食の増加に対しては，316用いられている．TT690 合金についても多くの研ステンレス鋼や 600 合金について測定例があるもの

究機関でデータが取得され，冷間加工度や応力拡大の，SCC 進展速度への影響で認められる様な指数

（24）〜
（32）

関数的な増加は認められず，ごくわずかな加速に留係数（K 値）等の依存性が報告されてきた．

冷間加工は，高温水中の SCC に共通した特徴であ,．
まっている（40）（41）

り，様々な材料と環境で加速因子として機能するこ

粒界キャビティ生成による SCC 発生を想定したとがわかっている．図１に TT690 合金の SCC 進展

場合，冷間加工は材料中に空孔を導入するため，空速度への冷間加工度の影響を示す．TT690 合金に孔の集積により生じる粒界キャビティ生成を加速

ついても既に多くのデータが取得されており，材料する因子と成り得る．Arioka ら（42）は冷間加工を加や環境によりばらつきが認められるものの，指数関

えたステンレス鋼中のニッケルの体拡散について

数的な影響を及ぼす強い加速因子であることが確認

360℃〜 500℃で評価を行い，冷間加工を付与するされている．

ことにより拡散が数桁速くなることを報告してい冷間加工による SCC 進展の加速効果についてはる．また，冷間加工による転位密度の増加は，後述

幾つかの解釈があるものの，機構論に基づいた定量

する水素の影響を踏まえた HELP にも寄与すること的な評価には至っていないが，多くの材料と環境が想定される．HELP は，材料中に侵入した水素がに共通した因子として作用することが確認されて転位の移動を促し，応力場において局所的に塑性変いる（33）〜（36）．Andresen ら（37）や Shoji ら（38）は力学的形が生じることを想定した現象であり，冷間加工とな効果に着目し，SCC 先端の歪み速度への影響が

水素の重畳により SCC 進展が促進される可能性が関係すると考察している．冷間加工は材料内に転位ある．

などの欠陥を導入することにより，結果として硬さ

SCC 進展速度に対しては，冷間加工が亀裂先端

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

190

2.3. SCC 進展速度への温度の影響

1.E-04
GKT, INSS,
475Υ in Air

亀裂進展速度（mm/s）

1.E-05

PWR1 次系環境下の SCC 進展速度に対しては，

GKT, INSS,
450Υ in Air

様々な合金でアレニウス型の温度依存性が報告され
,
（43）
,
〜
（45）
．強加工ステンレス鋼などている（24）〜（28）（32）

1.E-06は高温側で一部 SCC の停滞が生じることがわかっているが，ニッケル基合金である 600 合金については，一般的に高温条件ほど速い SCC 進展速度が確

1.E-07

認され，活性化エネルギーとしては 50~150kJ/mol
程 度 の 値 が 示 さ れ て い る． 図 ３ に TT690 合 金 の

1.E-08PWR 環境中および高温大気中における亀裂進展速

PWR環境中SCC進展度への温度の影響を示す．PWR 環境中の活性化エ

データ（図1より）

1.E-09ネルギーの平均値は 110kJ/mol 程度であり，強加工
ステンレス鋼や 600 合金など他の鉄，クロム，ニッ

1.E-10
0

10

20

30

40

50

ケルを主体とする材料と近い値である．

60

PWR 環境中における腐食の活性化エネルギー

冷間加工度（％）

については皮膜厚さによる評価が行われ，ニッケ

図２ TT690 合金の大気中亀裂進展速度に及ぼす冷間
加工度の影響ル 基 合 金 で あ る 600 合 金 や TT690 合 金 に つ い て，SCC 進展と類似の温度依存性を示すことがわかっの応力状態を変化させるため，力学的要因が強く作ている（46）．また，高温条件で SCC 進展が停滞する用していると推論されるが，SCC 発生への影響を現象が確認されているステンレス鋼については，考えた場合，粒界キャビティ生成に対する空孔導入

300℃以上で腐食速度が低下するなど，SCC 進展との効果も重要な影響因子となると考えられる．

腐食の間での相関も報告されている（47）．腐食の温度依存性に対しては，皮膜中及び皮膜直下の拡散の他，溶解再析出に関する電気化学反応が影響していると考えられる．ステンレス鋼に関しては，ニッケ
ル基合金と比べて厚い皮膜を形成するため，電気化

1.E-05኱Ẽ୰

PWR ⎔ቃ୰

GKT, INSS, 10%CW, TL, K=40, in Air
GKT, INSS, 30%CW, TL, K=40, in Air

ᖹᆒ್
110kJ/mol

亀裂進展速度（mm/s）

1.E-06

GKT, INSS, 20%CW, TL, K=40, in Air
SLA, INSS, 20%CW, TL, K=40, in Air
SLT, INSS, 20%CW, TL, K=30
SLT, INSS, 40%CW, TL, K=30

1.E-07

SLT, INSS, 40%CW, SL, K=30

ᖹᆒ್240kJ/mol

SLA, INSS, 10%CW, TL, K=30
SLA, INSS, 15%CW, TL, K=30

1.E-08

SLA, INSS, 20%CW, TL, K=30
SLA, 30%CW, TL, K=30
SLA, INSS, 50%CW, TL, K=30
DLT INSS, 50%CW,TL, K=30

1.E-09Valinox RE243, Toloczko, 17%CW, SL, K=30
NX2865HK, Andresen, 19% SL, K=27.5

1.E-100.0013

RE243, Toloczko, 31%CR, SL

0.00140.00150.00160.00170.00181 ／温度（K‑1）
図３

,
〜
（26）
（31）
,
（51）
,
TT690 合金の PWR 環境中および大気中における亀裂進展速度への温度の影響（7）（24）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

191

学反応が支配因子となり，水の物性が大きく変化すス則が成立すると仮定した場合，大気中より PWRる亜臨界域の温度条件で腐食が抑制されると考えら

環境中の方が速い進展速度を示すことがわかってれる．他に，大きな変化ではないが機械特性も温いる（51）．これは，SCC 進展が水環境によって何ら度の影響を受けることが知られている（48）．Lozano-

かの形で加速されたためと推察される．

（49）
（50）
,

はステンレス鋼の SCC 進展が高温で以上のとおり，温度の影響に関しては物質拡散の抑制される理由に対して，機械特性の変化により抑他，腐食特性や材料の機械特性など複数の現象が寄制が生じるという仮説を提案している．SCC 先端

与していると理解される．図３では多くのデータがの観察から，高温側では先端の歪み集中が緩和されアレニウス型の温度依存性を示しているが，一部はる傾向が有ることが認められ，転位が集積し難くな

高温側で低下しており SCC 進展速度をアレニウス

ることで割れが抑制されるという考えである．

型で整理することの是非についても検討の余地が残Perez ら次に，腐食の影響が生じない大気中で得られた亀されている．特定の材料・環境条件で温度依存性が裂進展の活性化エネルギーについて述べる．図３で変化する可能性を示唆するものであるため，その原は，TT690 合金の大気中亀裂進展の活性化エネル

因について詳細検討を行うことによって，現象を理

ギーは，平均値が 240kJ/mol 程度と水中に比べて高解することが重要である．

い値をとることがわかる．大気中の亀裂進展については，物質拡散が支配因子となると考えられる
ため，材料の体拡散との相関があると推論される．

2.4. SCC 亀裂進展への酸化の影響

Arioka ら（42）はステンレス鋼中のニッケルの体拡散

SCC 進 展 に は 酸 化 が 関 与 し て い る と 考 え ら れを測定し，溶体化材で 251kJ/mol 程度，冷間加工材

るが，その詳細については明確となっていない．

で 117kJ/mol 程度であることを報告している．先にTT690 合金（40%CW，T-L）の 0.5TCT 試験片を用述べた大気中亀裂の活性化エネルギーは冷間加工材

い，PWR1 次系模擬環境下で生成させた SCC の断により取得されたものであるため，亀裂進展の活性面走査電子顕微鏡（scanning electron microscopy,

化エネルギー（240kJ/mol）と体拡散の活性化エネ

SEM） 観 察 結 果 と オ ー ジ ェ 電 子 分 光 分 析 装 置

ルギー（117kJ/mol）の間には倍近い差があり，そ（Auger electron spectroscopy, AES）により著者の原因は明らかとなっていない．

らが得た組成像を図４に示す．TT690 合金は耐食

なお，図中に朱色で示した同じ試験材の進展速度性に優れる材料だが，接液部には数百 nm 程度の領について，大気中と PWR 環境水中を跨ぎアレニウ域で酸化層が形成されていることがわかる．また，

NiO
1.0 μmĭ

2014KMT 40C690STL07

Fe

1μm

Penetrated
oxygen
0.2μm
図４

Ni

Cr

C

O

TT690 合金（40%CW, T-L）PWR 環境下で生成した SCC の断面 SEM 像および AES による組成像（0.5TCT, 360℃ , K=30MPa √ m）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

192

SCC 亀裂内には粒状の腐食生成物が存在し，AES

観察片により状況が異なり，図５（a）では 0.5µm 程による組成像から NiO であると考えられる．溶存水度の酸化層が SCC 先端全域に生じているが，
図５（b）

素濃度 30 cc・STP/kg-H2O の環境条件ではニッケの先端では殆ど金属中への酸化らしき様相は観察さ

ルは酸化物ではなく金属ニッケルとして安定である

れなかった．また，何れの亀裂でも 600 合金の SCC

（52）

ため

，SCC 亀裂内では僅かに高電位側にシフトしている可能性がある．電位勾配が SCC 進展の駆先端に認められる様な顕著な粒界酸化は認められない．

動力となる概念は BWR 条件の様な酸素が存在する

SCC 亀裂開口後の側面に認められた酸化深さと状況下で，SCC 亀裂内側が低電位条件となりアノー

開口後の経過時間の関係を図６に示す．開口後の試

ド反応による活性溶解が生じることが広く知られて験時間は，亀裂の始点部を浸漬時間相当とし進展長いる．しかし，本条件では SCC 亀裂内側で電位がさを進展速度で除した値の差分から求めた．即ち，僅かに高い状況で生じる NiO が認められることか

図中の左端が SCC 先端の酸化深さを示し，右端がら，少なくとも亀裂内側の電位は低下していないと

SCC 始点部の状況を表している．図６（a）は温度の考えられる．そのため，TT690 合金の SCC 先端で影響を比較した結果で，高温条件ほど短期間に酸化アノード型の溶解反応が重要な役割をもつとは考え

深さが成長していることがわかる．また，酸化深さ難い．なお，材料表面における皮膜は，SCC 感受

は時間の経過とともに進行していることから，これ性の高い 600 合金よりも TT690 合金の方が厚く形

らの酸化は開口後に進行したものと判断される．図成されることがわかっており，SCC 感受性と腐食５（a）の様に SCC 先端近傍で認められた深い酸化は（53）

量の間に直接的な相関は認められていない．

SCC の進展が停滞した後に長時間掛けて成長した

図４では，SCC の側面の金属中において数百 nmものであり，酸化が SCC 進展の必要条件ではない

程度の領域に酸化の兆候が認められ，当該領域ではと解釈される．なお，冷間加工度の腐食への影響を

ニッケル濃度が低下していることがわかる．その評価した図６（b）では，10‑30% の冷間加工材の酸化ため，SCC 亀裂開口により環境水と接した界面で深さがばらつきの範囲に収まり，冷間加工度によるは，ニッケルの外方拡散と，金属中の酸化が生じて影響は認められなかった．

いると考えられる．類似の金属中における酸化は，以上に示した SCC 先端や酸化の状況から，SCC

360℃の PWR 模擬水中，Ni/NiO 境界電位付近の浸進展に先行して生じる粒界酸化や電位差が駆動力と

（54）
（55）
,

漬試験でも確認されている．

図４と同じ試験片から採取された SCC 先端２視なる溶解については，TT690 合金の SCC 進展の主たる支配因子ではない可能性がある．

野の AES による組成像を図５に示す．SCC 先端は1μm
ĭ

10SL1(SCC360)

1.0 μmFe1μm
ĭ

10SL1(SCC360)

1.0 μm

Fe

Ni

Cr

Ni

Cr

C

O

C

O

図５

TT690 合金（10%CW）材 360℃ PWR1 次系模擬環境下で進展した SCC 断面の AES による組成像（0.5TCT, 360℃ , K=30MPa √ m）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

1.2

0.6

1

0.4

㓟໬῝䛥(μm)㓟໬῝䛥(μm)

10䠂CW

40㸣CW, TL

0.5

360Υ

0.3

340Υ

0.2
320Υ

0.1

360°C

30䠂CW
40䠂CW

0.8
0.6
0.4
0.2

0

0

0

1000

2000
3000
㛤ཱྀᚋ䛾⤒㐣᫬㛫(h)4000（a）試験温度の影響
図６

2.5.

193

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

㛤ཱྀᚋ䛾⤒㐣᫬㛫(h)（b）冷間加工度の影響

TT690 合金の SCC 側面の酸化深さと開口後の経過時間の関係（0.5TCT 試験片 , 320℃ ~360℃ , 冷間加工度 10~30%, K=30MPa √ m）

SCC 進展への水素の影響

PWR1 次系環境下における 600 合金の SCC は，カ仮説の一つである HELP は，材料中に侵入した水素が転位の移動を促し，応力場において局所的
,
（61）
,
．
に塑性変形が生じることを想定している（23）（59）

ソード側の定電位試験で加速されることが確認さ

Sofronis ら（62） は固溶水素が転位の移動障壁となるれている（56）．そのため，水素が重要な役割を持つ

エネルギーを低下させ，破面近傍における局所的な

（17）
（19）
,
（20）
,

，水素は拡散速度が速

変形量を増大させることを理論計算の結果から主張

く試験後に検出が困難であることから，直接的なしている．破壊過程は完全な脆性破壊では無く，局水素の関与を明確に示す根拠は確認されていない．

所的な延性破壊が想定されている．水素が材料の変PWR1 次系環境下での水素の影響機構に関する解釈

形挙動に影響を及ぼすことについては，透過電子顕は，低温条件で報告されている水素脆化を高温まで微鏡（transmission electron microscope, TEM）内適用したものが主体であり，局所酸化が生じなくとで環境セルに水素を添加した時に転位の移動が加速も応力集中と水素があれば SCC は進展するとしたされる事象として，直接的な観察例もある（63）．また，考え方である．但し具体的な機構については諸説あマクロ的な変形に対しては，主に鉄鋼材料の水素脆

り，水素化物やメタンの生成により直接的に粒界結化研究の成果として，多くの材料が水素の影響によ合力の低下を引き起こすものや，水素が局所変形をり軟化や硬化することが報告されている（64）．

とする報告もあるが加速するとした水素誘起局所塑性などが知られてい

HELP による転位や空孔の移動促進は，粒界への

（17）
（19）
,
（20）
,
（23）
,
（57）
,
〜
（59）

キャビティ生成を誘起するため，粒界キャビティ

水素は PWR1 次系に 25~35㏄・STP/㎏ -H2O 添加生成を介して SCC 開口に寄与することが想定されされており，320℃における水素分圧は 0.025MPa 相る．PWR 条件での議論としては，Paraventi ら（58）

当だが，高温高圧水中における腐食反応に起因するが Ni-16Cr-9Fe 合金を用い，アルゴンガス，水素ガ

水素分圧は，平衡理論では最大で 1010MPa 程度までスおよび PWR 環境中でクリープ試験を行い，定常

．

る

（60）

．この値は，金属の新生面が生じた瞬間

クリープ速度が水素ガス中と PWR 環境中で加速すに Cr2O3 が生成する時に想定される電位を，ネルンることを報告している．TT690 合金に対しては，

ストの式を用いて水素分圧に換算したものである．

Arioka ら（51）が 0.1MPa の高温ガス中試験において，

極短期間に保護皮膜が形成されるため水素の発生は環境をアルゴンガスから水素ガスに切り替えた時に即座に抑制されるが，SCC 先端のような局所場で，材料が短期間に変形することを確認している．これ高い水素分圧が瞬間的に生じている可能性は否定でらの知見は，
水素ガスが変形を加速することを示し，きない．しかし，腐食によるカソード反応が発生源

その過程で転位や空孔の拡散が助長されていることとして寄与するため，腐食影響と切り分けて検討をを示唆している．

達する

行うことが困難である．

図７に著者らによる TT690 合金（20%CW）およINSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

194

0.03

Ar

が不足しており，定量的な水素の影響についてのコ

H2(25kPa)

ンセンサスは得られていない．

変位（mm）

0.025
0.02

2.6. SCC 進展への粒界キャビティの影響

0.015

,
〜
（69）
Arioka ら（7）（67）は，TT690 合金に高温大気中

0.01

0

図７

で粒界割れが進展することを報告しており，冷間加320Υ, 690ྜ㔠
320Υ, 600ྜ㔠

0.005
0

50

100

150
時間（h）

200

工や温度が加速因子として寄与するなど，SCC と250

TT690 合金（20%CW）および 600 合金（20%CW）の 320℃ガス中試験結果（65）び 600 合金（20%CW）の 320℃ガス中において開口（65）の共通点がある．また，粒界割れの進展に先立ち観
（3）
（70）
,
察される粒界キャビティの生成は Bruemmer ら

からも報告されており，
影響因子として注目される．
図８に著者らによる TT690 合金（40%CW，S-L）の 0.5TCT 試験片による PWR1 次系模擬環境下で生．試験じさせた SCC 先端近傍に生成した粒界キャビティ

はアルゴンガス雰囲気で開始した後，PWR1 次系相の SEM 観察結果を示す（31）．当該 SCC では，先端か当の水素分圧に切り替えたものだが，水素ガスへのら先の領域に直径 100nm 以上の粒界キャビティが，切り替え直後に大きな変形が生じていることがわか

炭化物に挟まれるように形成していることがわかる．SCC 先端の高応力付与部がごく短期間に鈍化る．このようなサンプルから，SCC 先端から先 20

し，開口を生じさせていることが確認されており，µm の粒界キャビティ生成量を求め，SCC 進展速度

PWR1 次系相当の 0.025MPa 程度の水素分圧でさえ，との関係を比較したものを図９に示す．粒界キャビ

水素が材料の変形に寄与することがわかる．
一方で，ティ生成量は強加工条件および高温試験のデータほ

水素ガス導入時の変形については，明確な SCC 感

ど高くなり，SCC 進展速度と相関があることが示受性を持つ 600 合金と耐 SCC 性に優れる TT690 合唆された．ただし，計測された粒界キャビティの粒

金の双方で同程度の変形が認められており，変形量界長さに占める比率は，1.5% 程度に過ぎず粒界結と SCC 感受性の間には相関が認められない．その合力の低下を説明するには小さな値であった．当該ため，観察された水素を起因とした変形挙動が単独分析における空間分解能は 11nm であり，これ以下

で SCC 進展の決定因子となるとは考え難い．

のサイズの粒界キャビティが生じていた可能性は否

変位の時間依存性を評価した結果を示す

水素の影響に対しては水素化物を形成することに定できないが，観察結果は粒界キャビティ以外の要より粒界を弱化させることも想定できるが，観察による根拠は示されていない．他には，固溶した炭素と水素原子が反応しメタンを生成させる仮説が

GB

Crack

Shen ら（66）により提案されている．メタン生成型の機構は 600 合金の SCC に対して提唱されたものである．粒界に生じたマイクロボイド内で高圧のメタンが生じ，SCC を伝播させると考えた仮説でありキャ2μm

ビティ生成型とも通じる機構だが，仮説を支持する観察例は見当たらず，TT690 合金に対しての寄与

Carbideについても知見は無い．
以上のように，水素については材料の変形を加速することや粒界の結合力を弱化させるなど幾つかのCavity影響が想定される．転位や空孔の移動を助長する作用は，水素がキャビティ生成を加速する機構に繋がCrack tip

るため，特に長期的な SCC 発生に対しては重要な影響因子となる可能性がある．ただし，水素の発生源であるカソード反応の強度や部位については知見

1μm
図８TT690 合金（40%CW（S-L）0.5TCT 試験片の SCC（31）
先端部に生成したキャビティ（340℃）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

195

り，ステンレス鋼の場合では炭化物を析出させる

1.E-06

亀裂進展速度 ( mm/s)

ことによって SCC 進展速度が一桁以上低下することが確認されている（74）．TT690 合金に対しては，

&:ഒ
&:ഒ

1.E-07

Arioka ら（75） や Toloczko ら（76） が評価を行い，炭化物占有率が高い材料の方が速い進展速度を示すことを報告している（77）．

&:ഒ

一方，Yonezawa ら（78） は，ニッケル基合金である X-750 について，炭化物を整合析出させることにより SCC 感受性が低下することを報告している．

&:ഒ

耐 SCC 性に優れた熱処理条件の X-750 は，炭化物が

&:ഒ
1.E-0800.5

粒界両側の母相と交合に整合析出した形態を呈し，
1

1.5

2

粒界キャビティ占有率 (%)

図９TT690 合 金（ 冷 間 加 工 材 ） の PWR1 次 系 模 擬 環
境下での SCC 先端の粒界キャビティ占有率と平均
SCC 進展速度の関係（31）

因も考慮する必要性を示すものと考えられた．

粒界の両側をつなぎとめる役割が期待される（79）．
また，TT690 合金に対しては，ラボ溶製材として試験に用いられるものが実機材と異なる加工・熱処理履歴を経ることにより炭化物に割れを生じさせ，そのことが SCC 進展速度の測定結果に強く影響を及ぼすことが指摘されている（80）．他に，粒界炭化物は構造的な不均一性を生じさせることから，粒界上のキャビティ生成による粒界部の破壊挙動

局所的な応力集中を生じさせると考えられており，への影響については，IASCC 研究としてヘリウム

力学的要因に対しても影響することが示唆されて照射により粒界キャビティが形成したステンレスいる（81）．

鋼を用いた超微小引張試験により検討が行われて次に粒界キャビティ生成への炭化物の役割を述べいる（71）．大量のヘリウムを照射すると，粒界に nm

る．粒界キャビティは空孔が拡散・集積し，炭化物

オーダーの微細なヘリウムバブルが高い被覆率で生周辺において生成する（7）．これは，空孔が炭化物周じる．このような材料では粒界で破壊する場合があ

辺をシンクとして集積する特性によるものと考えらることがわかっており，粒界キャビティは粒界の破れる．そのため，炭化物占有率が低い場合に進展速

壊挙動に影響する可能性が示されている．一方，軽度が速くなる傾向は，キャビティ生成型の機構と整水炉で照射された時に生じるヘリウム量とキャビ合する．また，炭化物を形成している Cr は熱力学

ティ形成量をヘリウム照射で模擬した場合には粒界

的には Cr2O3 として安定な環境であることから，炭割れは生じないことがある．これらの知見は，ヘリ化物の分解や溶解についても詳細の知見を拡充する

ウムバブルだけでは粒界強度の低下を説明できないことが重要と考えられる．これら炭化物の影響に関ことを示唆している．PWR 環境中における粒界キャ

しては材料と環境により寄与が変化すると推察されビティの影響を明確にするためには，実際に高温水るが，粒界の面積に占める割合が高いことから影響

中で長時間試験を行うことで粒界キャビティを生成因子となることは明白であり，今後詳細の知見拡充させた試験片を用い，微小引張試験等の手法によりが必要な項目の一つと考えられる．

粒界結合力についての知見を拡充することが必要と考えられる．

3.

2.7. 粒界炭化物の影響

SCC 発生研究
TT690 合金は耐 SCC 性に優れる材料であり，代表的な SCC 発生手法として知られる定歪型試験

明 瞭 な SCC 感 受 性 を 示 す 600 合 金 は， 粒 界 にで の PWR1 次 系 環 境 下 に お け る SCC 発 生 の 報 告

M7C3 タイプの炭化物を有する（72）．一方，TT690 合

例は見当たらない．SCC 発生の感受性が低いこと

金の粒界は M23C6 タイプの炭化物が粒界の 50% 以は，実機で 20 年以上の使用実績があるにもかかわ（73）．これらの炭化物は PWR 環境中

らず割れ報告例が無いことからも明らかであり，の SCC 感受性に影響を及ぼすことが確認されておMaeguchi ら（82） による溶体化材についての定荷重上を占有するINSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

196

引張試験では，11 万時間でも SCC が生じていない．
（5）

（4）

は，360℃

た結果，一部に微小な SCC の核形成が確認された．

の PWR 模擬環境でも変動応力を付与した時に SCC

現時点では明瞭に開口した連続した SCC ではないを生じさせることを報告している．更に，Zhai ら（8）ため，今後継続して試験を行うことで SCC を生じの試験では 360℃１万時間程度の定荷重試験によりさせるか確認することが必要だが，数万時間オー

微細な SCC の核形成を認めている．

ダーの長時間に亘り試験を実施した場合には，定荷

一方，Andresen らや Bruemmer らの条件において，４万時間を超える試験を実施しこれらのデータは，温度や変動荷重などの加速条件が付された時に，TT690 合金であっても SCC 感
受性を示すことを示しているため，定量的に SCC発生の可能性を評価することが重要といえる．ここでは，SCC 発生研究の状況を踏まえ，INSS における取組みを中心に SCC 発生への影響因子に関する知見を述べる．

3.1. 定荷重条件による SCC 発生試験

重条件でも発生の感受性を示す可能性が示唆されている．

3.2. SCC 発生への動的歪みの影響
TT690 合 金 の PWR1 次 系 模 擬 環 境 下 に お け
る SCC 発 生 試 験 と し て， 明 瞭 な SCC の 発 生・ 進
展は動的歪みが存在する条件でのみ再現されている（4）〜（7）．Bruemmer ら（4）は TT690 合金（31%CW）のブラントノッチ試験片を用い，K 値 27.5MPa √前 述 の と お り， 近 年 に な っ て Zhai ら（8） は 定 荷

m 相当から 44MPa √ m 相当まで 200 時間かけて増重条件でも粒界型 SCC の核形成が生じることを報加させ，その後約 300 時間保持する応力変動を複告している．試験は 31% の冷間加工が加えられた

数回行うことで，360℃の PWR1 次系模擬条件でもTT690 合金で，360℃の PWR1 次系模擬条件下で耐2500h 程度の短期間に明瞭な粒界 SCC が形成される力相当の 700MPa を付与して行われたものであっことを報告している．また，Moss ら（6）は 20% までた．複数の結晶粒に及ぶ進展性の SCC ではないも予変形を加えた後に 320℃ ~450℃までの超臨界水のの，微細な核形成は定荷重でも生じることが確認

または PWR1 次系模擬水中において，5 × 10‑7s‑1 のされたといえる．一方で，Maeguchi ら（82） による歪み速度にて 7% まで変形を加えた時に，材料表面

535MPa までの定荷重試験では非冷間加工材についに微細な SCC が生じることを報告している．単位て 11 万時間後でも SCC 発生が認められていない．

面積当たりの SCC 発生は高温条件ほど長く成長し，

著 者 ら も 類 似 の SCC 発 生 試 験 と し て ブ ラ ン ト

水環境から超臨界水環境に亘り連続した傾向が確認

ノッチ試験片を用い長時間の SCC 発生試験を実施されている．これらの知見は動的歪み条件が亀裂発している．図 10 に TT690 合金の定荷重条件下にお生を加速させる効果を持つことを示している．

ける SCC 発生試験のノッチ底の状態を示す．360℃

図 11 に著者らが行った突起付与低歪速度引張試の PWR1 次系模擬環境下で K 値 =30MPa √ m 相当

験 片（hump-SSRT） に よ り 低 歪 速 度 引 張 試 験 実

図 10

TT690 合金 20％ CW 材、40,635h 浸漬後の SCC の核形成（360℃ PWR 模擬環境水中、K=30MPa √ｍ相当応力）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

197

1mm

キャビティ
亀裂先端
微小亀裂

微小亀裂

キャビティ

10 ȝm
図 11

1ȝm

10 ȝm

1ȝm

690 合金 hump-SSRT 試験片の亀裂先端から先の粒界部における断面 SEM 像（360℃ , 500ppm B ＋ 2ppm Li + DH 30cc/kg-H2O）施後の試験片断面の SEM 像を示す．低歪速度引5張試験は，事前に耐力相当の応力条件下で 2000h

4.5

時間浸漬した後，装置が許容する最も遅い歪速度

た，欠陥の先端には粒界キャビティの生成が確認

Load (kN)

粒界における亀裂状の欠陥形成が確認された．ま2

生以外にも特徴的なデータが得られている．図12に，0.5

TT690 合金の hump-SSRT 試験中の荷重 - 変位曲線0を示す．いずれの試験も同じ TT690 合金を用いた試験だが，PWR 環境中の試験では耐力相当に維持向の変化が見て取れる．
これは，動的歪み時効によっ

360Υ

2.5

1

min で SSRT 試験を開始した時点より，荷重増加傾PWR 環境中(㸯10-5mm/min)3

hump − SSRT による試験では，粒界での欠陥発

し て い た 荷 重 1.9kN か ら， 歪 速 度 を 1 × 10 mm/

340Υ

1.5

できた．

‑5

320Υ

3.5

本試験は材料中に大きな変形を強制的に付与したも生じている．しかし，試験片表面の複数の領域で320Υ in Ar gas (110-5mm/min)

4（1 × 10‑5mm/min）で 2300h の荷重付与を行った（83）．
のであり，通常実機では生じ得ない機械的な変形が320Υ in air (0.1mm/min)

図 12

0

1

2

3

Displacement (mm)4TT690 合金の hump − SSRT 試験片による荷重 - 変位曲線（PWR 環境中試験は 2000h 耐力相当の応力（83）で維持した後，2300h 荷重付与）て機械特性が変化したものと理解されるが，Ar 中し難くなる現象として知られている（84）．TT690 合では同じ歪み速度でも荷重の増加傾向に変化は認め

金についても動的歪み時効を生じさせることは，セられなかった．材料表面の酸化が機械特性に影響をレーションの出現という形で Hänninen ら（84） によ

及ぼすとは考え難いことから，腐食によって生じたり報告されてきた．セレーションとは，一定の歪み

水素が動的歪み時効に影響を及ぼした可能性が考え速度で引張試験をしている時に，短期間に試験片のられる．なお，動的歪み時効とは，固溶した C や N

荷重が上下する現象であり，転位の移動と固溶原子が転位の周りに集まることで応力場を緩和することが相互作用を起こしていることを指す．比較的短期や，C や N が転位に固着した結果として材料が変形間の試験にもかかわらず粒界キャビティが認められ

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

198たため，動的歪みは水素との相互作用を生じさせ，粒界キャビティ生成を促進する効果を持つ可能性がある．
一方で，Moss ら（85） は動的歪み条件で亀裂が生じ易いことについて，粒界上に形成される安定な
Cr2O3 皮膜が動的歪みより破壊されることが影響するとの概念を述べている．いわゆるフィルムラプ
チャー型の SCC 発生の考え方は，安定な保護皮膜の形成が追従しない条件で SCC が発生・進展するという考え方であり，この概念に基づくと定歪型の（1）加工による
空孔の導入

図 14

（2）粒界への （3）粒界拡散による （4）結合力弱化
拡散
キャビティの生成による開口

粒界キャビティ生成機構による SCC 発生の模式図

発生のステップを以下に記す．

機構では SCC が生じないという判断に繋がる．しかし，後述するとおり定歪型でも SCC の核形成が報告されていることから，所謂フィルムラプチャー型以外の機構についても検討が必要と考えられる．

3.3.

前 節 で も 述 べ た と お り，Arioka らされる．
（2）高温条件下で空孔が拡散し粒界に捕捉・集積される．この時，環境から導入された水素やSCC 発生への粒界キャビティの影響
（69）
（86）
,

（1）冷間加工により転位および空孔が材料に導入

材料内に存在する転位などの欠陥は拡散を促進する役割を果たす．

は（3）粒界に集積した空孔が，残留応力等による応TT690 合 金 な ど の SCC 発 生 に 対 し て 粒 界 キ ャ ビ

力勾配を駆動力として高応力部に移動し粒界ティ生成型の SCC 機構を提唱している．図 13 に著

キャビティを生じさせる．

者らが実施した 450℃の高温大気中で，TT690 合金（4）粒界キャビティが多量に生成することにより（20%CW）のブラントノッチ試験片に生じさせた粒界結合力が低下し，粒界にかかる破壊応力

亀裂の断面 SEM 像を示す．粒界キャビティ生成型を下回った時に SCC が発生する．

の割れは高温条件で生じることが確認されており，
粒界キャビティによる SCC 発生は，410℃以上の界亀裂が生じていることがわかる．粒界には多くの高温条件で認められている粒界亀裂の概念を，比較

キャビティが生じ，合体・成長することで粒界亀裂的低温と言える 320℃程度の PWR1 次系の SCC へのの開口が生じているように見える．図14に粒界キャ適用を検討したものである．そのため，実機健全性

ビティ生成型の模式図を示す．これまでの検討からへの影響を検討するには，温度依存性を精緻に把握想定される，粒界キャビティ生成型における SCC

することが必要となる．図 15 は，TT690 合金冷間

1 .5 mm575h の比較的短期間の試験だが 1.5㎜程度に亘り粒200μm（a）断面SCCの全景
図 13

粒界キャビティ1μm（b）SCC先端近傍における粒界キャビティ生成状況

TT690 合金 20％ CW 材、575h 亀裂発生試験後の断面 SEM 像（450℃大気中、K=40MPa √ｍ相当応力）

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

1.E+08475Υ 450 Υ 425 Υ

1.E+07

発生時間（h）

1.E+06
1.E+05360Υ

320Υ

20%CW, BNCT 㧗 ኱Ẽ୰ヨ㦂
30%CW, BNCT 䠄㻷㻩㻠㻜㻹㻼㼍䌮㼙㻌
MHI ⁐య໬ᮦ㻘㻯㻸㼀
INSS 20%CW,BNCT 㻼㼃㻾᮲௳䛷ட⿣䛾᰾ᙧᡂ 114ᖺPNNL 31%CW,CLT
11 ᖺ
1ᖺ

1.E+04
1.E+03199

3.4. SCC 発生への酸化の影響
SCC が発生するには，何らかの要因によって応力集中部が形成される必要がある．その応力集中の要因として，材料の粒界が酸化される現象に着目したものが粒界酸化型の SCC 発生機構である．粒
界酸化は，600 合金に対する内部酸化型の SCC 機
構として提唱されてきたが（13），速度論的に合理性

1.E+02が説明できないという否定的な意見も述べられて

1.E+01いる（89）．図 16 に著者らが行ったステンレス鋼と600 合金の粒界部における酸化状況を示す（90）．明瞭

1.E+000.00130.00140.00150.00160.00171/温度（K‑1）

図 15 TT690 合金ブラントノッチ試験片の亀裂発生時間, 82）
への温度の影響（8）（な SCC 感受性を示す 600 合金は，粒界が選択的に酸化することが知られているが，ステンレス鋼については同種の酸化が生じ難いことがわかっている．粒界酸化長さと材料組成の関係について，短冊状試験
片にて評価した結果を図 17 に示す（15）．粒界酸化は

加工材のブラントノッチ試験片について，加速ク
リープが観察された時点を亀裂の発生時間と仮定して，亀裂発生への温度依存性を評価した結果であ

酸化物

る．425℃ ~475℃の温度範囲において，指数関数で表わされた亀裂発生時間と温度の逆数が，正の相関をもつことがわかる．また，冷間加工度が高い材料

酸化された
粒界

（87）

ほど，
発生時間は短くなる傾向が確認されている ．

酸化皮膜

試験データは高温で取得されたものだが，低温まで

粒界
200nm

外挿可能と定義した場合，320℃では 30％の高冷間加工を想定しても 100 年以上の時間が必要となる．
よって，軽水炉温度域で十分な粒界キャビティが成長し SCC が発生するには，大気中に存在しない加速要因が必要と考えられる．

50nm

考慮すべき加速因子の一つとしては，水素の影響が考えられる．既に 2.4 節で述べたとおり，水素は物質拡散を助長する効果を持つため，腐食によって（a）316ステンレス鋼
図 16

生じた水素が空孔の拡散を助長する可能性がある．

る可能性があることを指摘している．800 合金のク
リープ亀裂について評価した結果では，小粒径材で（88）

割れが早く生じることが報告されている．

ヨ㦂᮲௳䠖500ppmB, 2ppmLi, DH30cc/kg, 340ÛC

㻝㻜㻚㻜

粒界酸化長さ（μm）

が多くなることから，小粒径材ほど割れが早く生じ（b）600合金

ステンレス鋼と 600 合金の粒界部における酸化状況（TEM HAADF 像，PWR1 次系模擬環境 340℃ ,（90）
1500h 浸漬後）

また，Arioka ら（7） は拡散パスを考えた場合，材料の粒径が小さいほど粒内から粒界に排出される空孔

200nm

᭱኱್ 2000hᾐₕ䚸3mm᩿㠃ほᐹᖹᆒ್᭱኱್䠖1000hᾐₕ䚸3⢏⏺䛾䜏 ᐃ

㻥㻚㻜
㻤㻚㻜
㻣㻚㻜

8Cr
16Cr
8Cr
16Cr 8Cr
16Cr

㻢㻚㻜
㻡㻚㻜
16Cr

㻠㻚㻜
㻟㻚㻜

SUS316

㻞㻚㻜
㻜

㻞㻜

㻠㻜

690ྜ㔠 16Cr
16Cr
24Cr 24Cr

㻢㻜

8Cr
600ྜ㔠
24Cr
24Cr
Alloy600

㻤㻜

㻝㻜㻜

Ni濃度（wt%）

図 17

PWR1 次系模擬環境に浸漬された短冊試験片の粒界酸化長さに及ぼすニッケル濃度の影響（15）INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

200

Ni 濃度が高い条件で生じ，TT690 合金では生じ難一方で，600 合金の SCC 発生に対しては，環境中

いことがわかる．
材料組成が影響する理由としては，の溶存水素濃度が影響することが報告されている．

主要な酸化物として形成されるスピネル構造中（例SCC 進展については Ni/NiO 境界電位付近にピーク

えば，NiCr2O4）に占める３価の金属イオン濃度が，を示すことが確認されているが（93），発生に対して皮膜の安定性に影響を及ぼすことが原因と推察されは低溶存水素濃度域に相当する NiO 安定域で SCC

（15）

ている

．600 合金は金属組成に占めるニッケル濃,．
発生時間が遅くなることを示す報告例が有る（94）（95）

度が約８割を占めるが，酸化物中ではすべてが２価

低溶存水素条件で SCC 発生が抑制される挙動につの金属イオンとなる．一方，スピネル構造中では２いては，粒界酸化が生じ難くなる（96）ことが影響し価の金属イオンは金属比率で 3.3 割までしか存在すていると考えられ，これらの挙動は水素の直接的なることができず，ニッケル濃度が過剰となり化学量

関与より酸化を介した間接的な影響と捉えることが論的に安定なスピネル構造の酸化物を生成することできる．

が困難となる．TT690 合金は十分なクロム濃度を有するため，安定なスピネル構造を形成することによって粒界酸化が抑制されると考えられる．

4.

SCC 発生機構に関する考察

以上のとおり，粒界における酸化を起点とした

SCC 機構には多くの影響因子が相互に関係する

SCC の発生は，600 合金と比べて生じ難いと考えらことから，様々な取り組みを通してもすべての現象

れる．しかし，長時間高温の腐食環境に晒されるこを定量的に評価するには至っていない．しかしながとによって，局所的に材料組成が変化する現象につら，従来から知られる材料と環境の関係などを踏まいては十分な知見が整備されていない．600 合金おえ行われた SCC 発生研究によって，影響因子の把よびステンレス鋼の表面皮膜や SCC 先端について握が進んでいる．SCC 発生に関する影響因子とし観察した結果からは，酸化物と金属の境界にニッては，冷間加工，高温条件，動的歪みおよび腐食に（90）〜（92）．

より生じる水素が強く影響すると考えられる．ここ

ニッケルの濃化は鉄とクロムが酸化物中に選択的にでは，これまでに得られた知見を踏まえ，各影響因

拡散することで生じると考えられ，長時間の腐食が子が SCC 発生に対してどのように寄与するかを整材料組成を変化させたことを示している．
そのため，理し，実機環境において SCC が生じる可能性につ

短期間の腐食試験では認められていない TT690 合

いて論じる．図 18 に TT690 合金亀裂発生に影響す

金の粒界酸化についても，10 年オーダーで長期間る可能性のある因子とその因子による影響度をまと浸漬され，局所的な材料組成変化を伴って発生する

めて示す．

ケルが濃化することが明らかになっている

可能性を否定することは困難である．これらの課題

SCC は応力と材料と環境の相互作用により生じに対しては，
実機で使用された廃炉材の活用研究や，る現象であり，同じ材料でも環境条件により現象が数万時間の長時間浸漬試験を行ったサンプルにより変化する．図 18 の下段に示したとおり，600 合金な明らかにしていく必要がある．

ど他の合金での経験から粒界酸化についても評価を

3.5.

SCC 発生への水素の影響進めたが，Cr 濃度が高い TT690 合金ついては SCC
伝播方向への粒界酸化が生じ難いことが短期間の試験では確認されている．600 合金は SCC 進展方向へ

SCC 進展への水素の影響に関する項目で述べた

酸化が進行するが，TT690 合金では SCC 進展と垂とおり，水素は PWR 環境下における SCC に寄与す

直方向の粒内側に酸化が生じ易い．局所溶解についる可能性が示唆されている．材料の変形を加速するても，表面で局所的に溶出が生じる現象は観察されことや，粒界の結合力を弱化させるなど幾つかの影

ず，応力集中部を形成させる支配因子となることも響が想定されるが，TT690 合金の SCC 発生に対し考え難い．SCC 亀裂内では金属中の酸化が確認さて直接的に影響を述べた知見は見当たらない．ただれたが，SCC 亀裂開口後に酸化が進行したと考えし，転位や空孔の移動を助長する作用は，水素がキャられ，直接的な割れの原因とは思われなかった．こ

ビティ生成を加速する機構に繋がるため，特に長期

れらの知見から，図 18 の下段に示したとおり，腐的な SCC 発生に対しては重要な影響因子となる可食の影響としてはアノード側の反応よりカソード側能性がある．

で想定される水素発生反応の寄与が強いと想定さINSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

図 18

201

TT690 合金 SCC 発生に影響する可能性がある因子とその因子による影響度れる．

様なパラメータが影響因子となるかを今後まとめる

次に材料中に取り込まれた水素の寄与としては，ことが重要と考えられる．

原子レベルの拡散を加速することがわかっており，応力に関しては，動的歪みが SCC 発生を促進す

空孔拡散の助長や水素誘起局所塑性に対して影響をることが確認されている．動的歪みによる皮膜破壊生じさせていると考えられる．ただし，炭化物のが割れの起点となる概念は理解しやすいが，実機で分解やメタン生成（66）など幾つかの仮説についてはは 20 年以上の供用後でも割れが報告されていない

詳細が明らかになっておらず，その影響度についことから，実験室で用いられている動的歪みは特殊ては定量的な評価を今後進めることが重要と考えな条件との捉え方もできる．定荷重型の試験でも高られる．

温長時間試験により SCC の核形成が認められてい図 18 の中段で述べた材料の影響としては，冷間るが，実機構造材では残留応力の緩和が働くことも加工が加速因子として寄与することがわかってお考慮する必要があり，SCC 発生に対しては慎重なり，材料中への転位や空孔等の材料欠陥の導入と亀評価が求められる．

裂先端場の局所応力の増加に対しての影響が想定さ

図 18 において総括したパラメータ依存性に関すれる．冷間加工は耐力を増加させるため，同じ荷重る知見は，TT690 合金の SCC 発生機構として種々が付与された時に応力集中部が存在した場合，局の加速要因が重畳した結果として，キャビティ生成

所応力が増加する．この局所応力の増加は，空孔型の機構が有力であることを示している．しかし，（7）応力勾配の上昇を引き起こ

IASCC の研究ではキャビティのみでは割れが生じ

す．
冷間加工が応力勾配の上昇を生じさせることは，ないことを示唆する知見もあり（71），実際に割れがキャビティ生成型の機構を想定したパラメータ依存生じるか否かを評価するには，冷間加工，温度，溶性と矛盾しない．材料因子としては，他に炭化物や存水素などの加速因子の寄与及びそれらの相互作用

粒径および長範囲規則格子（long range ordering,について精緻に把握することが必要である．また，拡散の駆動力となる

（97）（
, 98）

についても SCC 発生に影響することが表面における腐食や粒界炭化物の影響，残留応力の想定され，定量評価を実施するためには更なる知見

緩和など，複雑な相互作用についても更なる評価がの拡充が必要である．なお，LRO は近年 TT690 合求められる．

LRO）

金に対してもその影響が疑われ始めた現象で，高温

INSS では，長時間の PWR 環境模擬試験により得環境下で長時間使用することにより硬度が増加するられたデータだけでなく，材料が長時間暴露されたなどの材料特性変化を生じさせる事象である．この環境条件による時効効果をミクロ観察で解明するこような長時間時効の影響については，体系的にどのとで，SCC 機構解明に繋げていく活動を行っていINSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 2

202

る．この活動は実験室に留まる必要は無く，更に長て，SCC 発生を評価するには，長時間試験や実期間暴露された実機で使用された材料を採取し，ミ機で長時間浸漬された廃炉活用による知見拡充

クロ分析することで SCC 発生機構を解明していくことが肝要である．

が重要と考えられる．
・高温ガス中での試験結果や長時間試験後の粒界
キャビティ生成状況から，TT690 合金に SCC

5. まとめ〈TT690 合金の SCC 機構に関する知見と課題〉
・SCC 進展速度に対しては冷間加工度や温度が明
確な加速因子として寄与し，その傾向は PWR1
次系環境下での他の材料で報告されている SCCと概ね共通するものであった．

が発生する場合は，粒界キャビティ生成型が有力な候補となると推察される．

謝辞本研究を遂行するにあたり，各種実験準備や腐食試験等の実施にあたっては，㈱原子力安全システム

・SCC 亀裂内では材料中の酸化が認められるが，研究所 材料グループ 村上公治氏，黒崎登氏，辻時間経過とともに成長した酸化であり SCC の開井康雄氏の多大な協力があった．この場を借りて謝口に直接寄与するものでは無いと推察された．

意を表します．

・Ni 金属が安定な腐食電位域にあるにもかかわらず，SCC 亀裂内では環境から想定される電位より高電位側で安定な NiO が主要な腐食生成物と参考文献

して観察されたことから，SCC 亀裂内側で電位（1） P. L. Andresen, M. M. Morra, A. Ahluwaliaが低下する APC 型の局所溶解は生じていない

and J. Wilson, “SCC of Alloy 690 in Highと考えられる．

Temperature Water,” CORROSION 2010,

・腐食の影響に関しては，酸化や溶解が SCC 先端

paper No.10241,（2010）．

より先に影響を及ぼしていると考え難いため，（2） S. M. Bruemmer, M. J. Olszta, N. R. Overman

カソード側の水素発生反応が重要な役割を有す

and M. B. Toloczko “Microstructural

ると考えられる．

Effects on Stress Corrosion Crack Growth

・粒界の炭化物についても影響因子であることがin Cold-Worked Alloy 690 Tubing and

確認されているが，その影響機構については今

Plate Materials,” Proc. of 16th International

後詳細の検討が必要と考えられる．

Conference on Environmental Degradation

・水素の影響機構としては，物質拡散の助長によof Materials in Nuclear Power Systems-

る粒界キャビティ生成の促進や，HELP による

Water Reactors, Asheville, Aug. 11-15,

SCC 進展の加速のほか，水素化物の形成，メタ（2013）．

ン生成など様々な仮説があり引き続き定量的な評価が必要である．

（3） U. S. NRC, “Expanded Materials Degradation
Assessment Volume 2: Aging of CoreInternals and Piping Systems,” NUREG/CR-〈TT690 合金の SCC 発生に関する知見〉

7153, Vol.2,（2014）．

・SCC 発生に関しては，600 合金で指摘されてい（4） S. M. Bruemmer, M. J. Olszta, D. K. Schreiber

るような粒界酸化型の SCC は生じ難く，短期間

and M. B. Toloczko, “Stress Corrosion Crackでの割れは想定し難い．

Initiation of Cold-Worked Alloy 600 and・動的歪みは SCC 発生を促す要因であり，皮膜破Alloy 690 in PWR Primary Water,” Technical

壊や動的歪み時効への影響が懸念されるが，実

milestone report: M2LW 1OR040423, PNNL-

機は主に定歪み条件となることから，同様の機構で割れが生じる可能性については検討が必要である．

23712, September,（2014）．
（5） P. L. Andresen, M. M. Morra and K. Ahluwalia,“Effect of Deformation Temperature,

・定荷重型の試験片でも１万時間以上の長時間試

Orientation and Carbides on SCC of Alloy

験では SCC の核を生じさせることがある．よっ690,” Proc. of 16th International Symposium

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INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 3209

ステンレス鋳鋼超音波探傷試験システムの開発と実機適用
Development of ultrasonic testing system for cast stainless steel and application in the ﬁelds
石田仁志（Hiroshi Ishida）＊1

要約
大きな結晶と材料異方性により超音波減衰が大きい，加圧水型原子力発電所（PWR）のステンレス鋳鋼製１次冷却材管の超音波探傷試験に対して，大型２振動子探触子と自動探傷装置からなる自動探傷システムを開発した．これまでに，モックアップ試験体による検証，社外確証試験等による検証により，欠陥検出に対する性能と有効性を確認し，実機配管においてもその適用性を確認した．
開発した自動探傷システムを実機の検査に適用するための試験手順書を作成し，これを準備す
ることにより検査員がシステムに習熟することができた．開発したシステムは，実機の検査を行う会社に技術移転され，原子力発電所の検査業務での使用が可能となった．
キーワード

加圧水型軽水炉，ステンレス鋳鋼，１次冷却材管，超音波探傷試験，２振動子探触子

Abstract
The reactor coolant piping in pressurized water reactors（PWRs）is usually made ofcast stainless steel which has a large attenuation due to the coarse grains and anisotropic crystal
structure. In this work, an automatic scanning system with a large twin crystal transducer andan automatic scanning machine was developed for ultrasonic testing of the cast stainless steel
piping. After that, performance and usefulness of defect detectability of the developed systemwere validated by a test with mock-up specimens at INSS and by a veriﬁcation test out of INSS,
and the applicability of the system was checked in the ﬁeld.
Documents for the ultrasonic testing procedure with the developed automatic scanningsystem were prepared in order to apply the system to real plants, and the inspectors perfected
themselves in the developed system by preparing the procedure. The developed automatic
scanning system and the documents were transferred to the company dealing in inspections in
the Kansai Electric Power Co., Inc. group for applications to e inspections in the utilityʼs nuclear
power plants.
Keywords

PWR, Cast stainless steel, Main coolant pipe, Ultrasonic test, twin crystal transducer

1. はじめにを使い，送受信の振動子を分割した，集束型振動子の採用が有効である．INSS ではこれらの特徴を持っ

PWR（Pressurized Water Reactor，加圧水型軽た探触子と自動探傷装置からなる，鋳造ステンレス

水炉）の１次冷却材管や１次冷却材ポンプケーシン

鋼の１次冷却材管の超音波探傷試験システムを開発

グに，鋳造ステンレス鋼が使用されている．鋳造ス

した．

テンレス鋼は，鍛造ステンレス鋼と比較して非常にこれまでに社内外のモックアップ試験体による測大きな結晶組織を持ち，超音波探傷試験において，定試験，実機プラントの１次冷却材管による測定試

この結晶粒界とその異方性が材料中を通過する超音

験を経て，開発した技術・システムが実用に供しう

波を散乱させるとともに伝搬方向を偏向させ，欠陥るものであることを確かめた．

識別性の低下や欠陥位置の誤認等を発生させる．

開発したシステムを実機プラントの１次冷却材管

結晶異方性と結晶粒における超音波の散乱と減衰の恒常的な超音波探傷試験に供するために，探傷試への対処として，超音波探触子に，低周波数の縦波

験に関する手順書を作成し，検査を行う会社への技＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 3210

術の移転を行った．

超音波探傷においては，探触子から材料中へ超音

本報では，本システムを開発し，実機適用に至るまでの経緯を取りまとめた．

波を入射させるために，水，油，グリセリン等の接触媒質を使用する．開発した探触子は接触面が縦横100mm と大きいため，探触子と材料の接触面全体

2. 開発

へグリセリン等の粘性物質を供給することが容易でないことから，水を使用している．さらに，溶接部

2.1. 超音波探触子の開発のように配管表面の凹凸があっても水の供給と保持が可能な，大型２振動子探触子用に専用ホルダを開結晶粒界での超音波の散乱減衰が顕著な鋳造ス,．図２に，大型２振動子探触子用専用ホ
発した（1）（2）テンレス鋼に対して，減衰を補償する手段として，ルダを示す．探触子ホルダ枠の下側にスカートを取

1MHz または 0.5MHz の比較的低い周波数を採用しり付け，その内側に水を導入する構造としている．

た．さらに，超音波のエネルギーを材料中に集束させる手段として，送信と受信を分離した２振動子を用いた，それぞれの振動子は曲率を有する球面振動

探触子下面

ホルダ

子である（1）．図１に，大型２振動子探触子の一例の

探触子

写真を，表１にその仕様の例を示す．配管板厚，配管溶接部の表面凹凸状況，欠陥位置，端部エコーの検出等に対して，探触子仕様のうち，振動子曲率，入射角，送受信振動子の屋根角（両振動子の向き合う角度）の最適化を図っている．

送信振動子

水

スカート

試験体表面

図２

スカート

大型２振動子探触子用専用ホルダ

2.2. 自動探傷装置の開発

受信振動子開発した大型２振動子探触子を適用するにあたって，探触子を配管表面上を走査させなければならな
いこと，接触媒質として水を供給し続けなければならないこと，さらに検査作業は原子力発電所の放射線環境下で行われることから，自動探傷により検査することとした．
探触子を保持し，配管表面上を移動走査させ，自下面（試験体側）
図１
表１

上面

身も移動できる自動駆動機構および探傷データの採取および保存を行うデータ処理装置からなる自動探傷システムを構築した（1）．図３に，自動超音波探傷

大型２振動子探触子の例
大型２振動子探触子の仕様例

型式

２振動子型

外径寸法

100L x 100W x 80H（mm）

超音波

縦波

周波数

0.5~1.0MHz

振動子形状

球面型

振動子寸法

36 × 76mm

屈折角40~55 度

焦点深さ40~60 mm

重量

1.6㎏

システムの構成を示す．
自動超音波探傷システムのうち自動駆動機構部には，これまでに３機種を使用した．図４に，自動駆１次冷却材配管
制御ユニット
送受信装置
データ収集
分析システム

探触子

自動駆動機構PC
溶接部

図３

自動超音波探傷システムの構成

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 3

211

配管への取り付け・取り外しが容易となり，配管を１周する探傷時間は 1/4 の約 30 分で可能となった．
データ処理装置により採取，保存された探傷デー
タは，現場での探傷作業を行った後に現場以外の場
所で，欠陥の識別，判定等の分析作業が可能である．

3. 検証
3.1. 検証試験（1）１号機

開発した大型２振動子探触子および自動探傷シ
ステムの性能を検証するために，実機配管を模擬したモックアップ試験体（1） を製作し，これに付与した模擬欠陥の測定により，欠陥検出性を確かめた．図５にモックアップ配管試験体を示す．直管部は遠心鋳造製，エルボー部は静鋳造製の鋳造ステン
レス鋼（CF-8M）を使用し，溶接施工されている．
試験体の溶接部付近に，板厚の 30% 相当の深さを70.0持つ疲労き裂１個，同 10 〜 40% の EDM（Electric

0
11
00

.1

φ6
φ 9 98.5

R125
4

φ 697.6

φ 837.7（2）２号機WCL（1）寸法図90500（3）３号機
図４

自動探傷システム（自動駆動機構部）の改良

動機構部の３機種を示す．１号機には汎用の市販品を使用し，大型２振動子探触子専用に２号機から独自に製作した．２号機は４脚１組の吸着脚２組により歩行移動し，３号機は４輪により走行移動する．
２号機では，前述の大型２振動子探触子用専用ホルダに使用する水が吸着脚に影響することから，車輪（2）外観写真

走行へと変更し３号機とした．
３号機の重量は１号機から半減した 15㎏となり，

図５

モックアップ配管試験体

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 3212

Discharge Machining, 放電加工）スリット４個，溶け込み不良１個の合計６個の欠陥が導入されて要素の一つである手順書の作成に着目した．
そのために，開発したシステムを用いた超音波探傷試験のための試験手順書を作成した．手順書は，いる．
開発した大型２振動子探触子および自動探傷シス

使用機材，校正方法，基準感度設定方法および探傷

テムを用いて，これらの欠陥の検出性能について，方法等から構成される．さらに，自動探傷装置の操（1）

他の手法との比較を行った ．他の手法は，１振動

作マニュアル，大型２振動子探触子の性能評価要領

子または２振動子の縦波斜角探触子であるが，振動も作成した．これらの手順書等の作成およびその検子の寸法，周波数，集束型などの仕様が異なる探触証に従事した者が，装置及び手順書に習熟すること子を用いたものである．その結果，本システムではとなった．

すべての欠陥を検出できたが，他の方法では疲労欠

以上から，開発した自動探傷システム，試験手順

陥と板厚 10% 深さの EDM スリットを検出できない書，これらに習熟する検査員が準備されることとものがあった．しかし，大型２振動子探触子によりなった．

欠陥であると判断された信号の中には欠陥ではない

なお，自動探傷システムによる検査技術は，関西ものがあった．これは，大型２振動子探触子の焦点

電力の原子力発電所の１次冷却材管の検査に適用す

深さが材料内表面としたことにより，通常では検出ることを前提に，INSS からこの検査業務を行う予されないレベルの材料内表面付近の形状，組織上の定の原子力エンジニアリング㈱に移転された．

変化をとらえたためと推定された．
この検証試験の他，国の事業へ参加することによって，ステンレス鋳鋼配管のさらに多くの異なる

5. 今後の展開

深さ寸法の疲労き裂の測定を行い，欠陥検出および

大型２振動子探触子を用いた自動探傷システム

サイジングに関する自動探傷システムの性能と有効は，実機配管の検査への適用により，今後多くの知（3）性を評価した ．

見が得られるものと考えられ，その中には改良すべき点も含まれ，さらに改良開発がなされるであろう．

3.2. 実機適用性の検証

このように開発する側とこれを使用する側が連携していくことが重要であると認識している．

これまでに関西電力の原子力発電所の１次冷却材管の測定試験を実施した．これによって，開発した
自動探傷システムについて，配管への取り付け・取6. おわりに

り外し，電気・水・空気の供給による作動，データ

大きな結晶と材料異方性により超音波減衰が大き

採取，排水処理等，放射線下，狭隘という実機の環いステンレス鋳鋼製１次冷却材管の超音波探傷試験

境において作業を行う上で支障のないことを確かめに対して，大型２振動子探触子と自動探傷装置からることができ，実機適用性を検証した．なお，測定なら自動探傷システムを開発した．
これまでに，
モッ

結果は当該配管の健全性に関するデータとして提供

クアップ試験体による検証，社外確証試験等によるされた．

検証により，欠陥検出に対する性能と有効性を確認した．さらには，実機配管においても適用性を検証

4. 実機適用

した．
開発した自動探傷システムを実機の検査に適用す開発した自動探傷システムが，原子力発電所の１るために，試験手順書を作成し，これを準備するこ

次冷却材管の恒常的な検査において適用されるためとにより，これらに習熟する検査員も確保することには，同じ検査性能が発揮され，同じ検査結果が得ができた．

られるような普遍的な技術とする必要がある．そこ開発したシステムは，実機の検査を行う会社に技で，この自動探傷システムが INSS または開発者に術移転され，再稼働後の原子力発電所の健全性評価

依存することなく利用されるために，超音波探傷試に有効に活用され，原子力発電の安全・安心に貢献（4）

験に係る検査員の技量認定の仕組み, すなわち , 装

置 , 検査員とともに超音波探傷試験の性能に係る３するものと期待される．

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 3

謝辞

自動探傷システムは，INSS 創立時から在籍された黒住保夫博士が開発されたものです．元 INSS
西川嘉人氏はこれを引き継ぎさらに検証データの蓄積をされました．非破壊検査（株）においては，
松本博吉氏をはじめ多くの方々が実機適用性検証に，松原重行氏，川上護氏，遠藤賢氏は，手順書の検討・作成を実施いただきました．ここに深甚なる謝意を表します．

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213

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4214

長期運転に関する知識伝承について
Knowledge Transfer for Long Term Operation
田中秀夫（Hideo Tanaka）＊1

要約
本論文は，原子力発電所の運転に 30 年以上携わってきた著者の経験に基づき，原子力発
電所の長期運転を実現するために何が大切なのかをまとめたものである．それは，建設，運転，廃止措置の全過程をカバーする知識基盤を構築することであり，その構築には３つの重要な因子が同定できる．すなわち，ステークホルダー間の知識の部分的な重なり，職人の持つ技術の伝承，
グローバルな協同作業である．
キーワード

知識管理，国際協業，原子力発電所，長期運転

Abstract
This paper describes what is important to realize long-term operation of nuclear
power plants based on the experience of author who have been involved in the operation of
nuclear power plants for more than 30 years. It is to develop a knowledge base covering theentire process of construction, operation and decommissioning, and three important factors are
identiﬁed in this development: the duplication of knowledge among stakeholders, the transfer ofskill of craftsmen and global cooperative work.
Keywords

knowledge, cooperate, nuclear power plant, long-term-operation

1. 緒言

いる．これら神社仏閣を支えているのは超一流の匠の技を持つ宮大工たちである．原子力発電所においこれまで世界の原子力発電所は 40 年を超える運て今後も運転を継続するためには，技術者がその持転経験を有する．長期運転に伴いプラント各部の経つ技術を伝承しなければ，同じ失敗が繰り返される

年劣化が懸念されるが，日本では想定できる部位だけでなく，最悪の場合は福島第一原子力発電所事と劣化事象の組み合わせを日本原子力学会が経年故（以下，1FNPS 事故）のような未曾有の災害が劣化まとめ表として集約し，国内外の最新知見を生じる可能性がある．我々はそのことを心に刻み，反映する仕組みを構築して，国際原子力機関 IAEA

原子力発電に従事することが求められている．本の国際経年劣化管理教訓集（IGALL：International

解説は，そのような観点から過去の経験をまとめ，General Ageing Lessons Learned）等を反映した次の世代に伝えることも目的としている．

経年劣化まとめ表の改訂版を発行した．この改善活動は，国際的協業で進めることが効率的であり合理的であるとともに，世界の原子力発電所の安全性向上に寄与するものと認識されている．
原子力発電所の技術伝承に関し，日本の文化で分

2. 電気事業者における技術伝承
2.1. 原子力発電所の現状

かりやすい事例として，
神社仏閣の建築技術がある．

建設がほぼなくなっている現状では，知識を整理

三重県にある伊勢神宮は 20 年毎に建て替えを行う，することは厳しい．しかし，過去の経験と 1FNPS

式年遷宮という行事として建築技術が継承されてい事故後の新規制基準での審査対応経験から，我々がる．また，奈良県にある法隆寺の五重塔は約 1400

何を学び，何をすべきかを筆者なりに記述したい．

年前に建立され，修理を繰り返しながら保存されて関西電力は，美浜１号機の燃料損傷等での稼働＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4

215

率低迷が続き，大飯１号機での RTD（Resistance

置を把握することは可能であったが，生データがそ

Temperature Detector）プラグ適用材料の品質管の観点で分析されることは無かった．それ故，デン

理 不 具 合 を 契 機 に TQC（Total Quality Control）

ティングにより伝熱管が固定され，フレッティングを導入し，品質管理の改善に全社を挙げて実施した．

疲労が発生するとしても，支持幅から想定した疲労

それでも，美浜２号機の蒸気発生器伝熱管が破損し寿命は十分に残されているとしていた．しかし，支た．蒸気発生器の伝熱管（以下，SG 伝熱管と略す）

持幅が想定よりも長くなり，作用する応力が大きくは，応力腐食割れ，デンティング，粒界腐食などのなり，短時間で破損まで至ることになった．

劣化損傷モードが多数存在する機器であり，毎年全

この中での継承すべき経験・知識は大きく二つで数の非破壊検査・渦電流探傷検査（Eddy Current

あり，建設段階の機器製造過程での確認と運転段階

Testing，ECT）や原因究明のための研究が継続さでのモニタ分析である．人間が想定できない現象がれていた．核燃料の熱は一次冷却材を媒介して，二あり得るという認識に立てば，検査・モニタリング

次系に伝達される．蒸気発生器はその熱交換の機能は丁寧に実施されるべきである．さらに，この美浜を有する．この蒸気発生器の伝熱管に微小なき裂が２号機の事故では，もう一つ大切な継承すべき知識

発生し貫通すれば，その兆候を示す放射線モニタ値がある．定期検査時に機器を隔離するための弁操作の変化で，事業者は自らの判断により原子炉の運転が不適切であったため，開いているはずの弁が開いを停止させた上で，伝熱管の補修を行うのが日本のていなかったことから，社内で規定された手順書にルールであった．米国では SG 伝熱管から 1gpm 相

沿っただけでは，原子炉が適切に減圧されない状況

当の漏洩がない限り，運転を停止することは無いもに陥った．その際に取った現場の対応が継承すべきのの，日本では運転を停止する運用をしていた．こ

知識である．伝熱管が破損した蒸気発生器を隔離のような運用をしていた中，1991 年発生した美浜

し，原子炉の冷却をするため圧力を下げる，新たな発電所２号機の事故は誰も予想できるものではな

手順書が急遽作成されて炉の冷却を成功させた．手かった．事実，事故前までの毎年の伝熱管の非破壊

順書を急遽作成するためには，プラント設計を熟知

検査では損傷の兆候が全く無く，稼働率も関西電力した人材と運転操作を熟知した人材が不可欠であっの中では良好なプラントに分類されていた．そのたと言われている．運転員を訓練する原子力発電訓

事故では日本で初めて，緊急冷却装置である ECCS

練センター（NTC）では想定外のトラブルを幾つ（Emergency Core Cooling System）が実作動した．

もインストラクターがプラントシミュレータに入力

この事故の SG 伝熱管の損傷原因は建設時の不備でする．実際にはほとんど発生しないであろう事態をあり，約 3000 本ある伝熱管を適切な間隔で支持す

敢えて作り出し，その状況下であっても炉を安定にるために挿入されている振れ止め金具（20mm 角の停止していくことを，
常に運転員は訓練されていた．

長さ 20m の棒）が適切に挿入されずに固定されてこのことが手順書作成の成功に繋がっていると筆者いた（図１参照）ことによる．伝熱管と支持板とのは考える．この訓練が今も継続されていることは大隙間にスラッジが堆積し，デンティングの原因と変重要である．

なっていることが，ECT や内視鏡よる観察で明らかになっていた．ECT の技術で振れ止め金具の位

2.2. 原子力発電所の現場における技術伝承
新規のプラントが建設されていない現代にとって，プラント設計を熟知した人材はほとんどいなくなったことは，原子力発電を利用し続ける上では大きな課題である．この課題は 1FNPS 事故前までの危惧である．しかし，事故後の新規制基準は全てのハザードや現象についてゼロから見直しをされた．
新規制基準への適合性を確認することは，既設プラントのシステム設計を再度検証したこととなる．そ

図１

美浜２号機

蒸気発生器模型れに携わった関係者はそれぞれのポジションに合っ216

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4た人材育成がなされたと見ることができる．担当者

弁体がフレキシブルでなくソリッドタイプの場合，は，担当するシステム・機器を熟知し，申請書類を吹き出し圧力設定は０〜２％の幅ではなく，０〜

作成して審査に対応し，質疑応答をすることで育成−１％の幅で調整されている．また，吹き出し圧力された．また，それを統括する責任者は他システム・の設定を調整するために窒素ガスが使用され，窒素機器への影響等を意識しつつ，数々の審査に対応しガスボンベからフィルタを通して利用されている．

たことから，システム設計に関する知識を備えたと

これは，小さな異物が合わせ面に付着し，設定圧力考えられる．それだけに，新プラントの設計・建設を低下させないためである．これらのノウハウは，がない今，再稼動審査が厳しく時間がかかったこと

過去の経験と実験の成果を基に実施されている．こは知識の伝承に繋がったと考えても良いのではないのような知識が現場では残されており，この知識をだろうか．

基盤として長く引き継がれる事を期待している．当もう一つ重要な技術として，機器の分解点検・手該弁ではないが類似の安全弁の事例として，大飯発入れに関する技術がある．一つの発電所で何千・何電所３号機において，蓄圧タンクの安全弁が設定圧万という機器・部品に対して，使用による経年劣化

力よりも低く噴出した事例がある．これも原因究明だけでなく，保守作業による機能劣化（分解手入れされた結果，あわせ面の仕上げが十分でなかったこ

により部品を傷める場合があること）にも気を配るとが分かり，拡大鏡を用いて確認することが水平展

ことが大切である．その際の技術として欠かせない

開されている．これは以前であれば，現場技術者の検査・モニタリング技術は，事後保全から予防保全

匠の技の一つであり，肉眼で仕上げ具合を見極めてに世界がシフトする中，ますます注目を浴びていいた．技術の伝承は必ずしも同じ手法である必要はる．ここで機器の分解・手入れに関する技術も継承なく，その時代に合った新しい技術と融合して継承が欠かせないということに触れておく．原子力発電されれば問題ないものと筆者は考える．

所は常に安全側に事象が推移するように設計されている．その中でも安全弁という機器は系統の圧力が最大許容圧力を超えないように，圧力を抜く役割を

2.3. 国際協力の重要性持っている．加圧水型原子力プラント（PWR）では，

国 際 原 子 力 機 構 IAEA の IGALL（International

圧力逃がし弁と安全弁がある．系統圧力を計測し，General Ageing Lessons Learned）で抽出された

その値に従って圧力を逃がすように，圧力逃がし弁

経年劣化事象の機構解明は未だ継続されている．そは駆動装置を作動させて弁を開ける．その弁座・弁れらの事象の発生を想定した保全活動が展開されて体のあわせ面の仕上げは，系統圧力が設定値を超え

おり，発電所の運営に支障が出ることはない．しかた場合に，系統圧力の力が駆動力となって弁を開けし，劣化機構解明は現場の保全活動の合理化に寄与る安全弁とは異なる．圧力逃がし弁は系統圧力に打できるだけでなく，新しく建設するプラント設計にち勝つだけの駆動力を発生させて開けるため，合わも展開が期待される．

せ面での精度はある程度の精度が満たされれば，再例えば，PWR プラント特有の１次冷却水中応力

度閉めた場合のリークを防ぐことができる．安全弁

腐食割れ（PWSCC）と言う現象は，X750 合金ではは系統圧力が急激に上昇した場合では開口面積が大日本の製造方法のみ再発をしていない．また，蒸きく，すり合わせ面の精度が低くても期待される開気発生器伝熱管に使用されている 800 合金と 690 合

放・閉止機能には問題ない．しかし，系統圧力の上金では PWSCC は未だ発現していない．しかし，近昇が緩やかな場合では，弁体を押し上げる系統圧力

年の研究では，690 合金で強加工された場合ではきによる力と押し下げるバネ力との力が拮抗すること

裂進展が認められている．この機構解明は道半ばでになり，チャタリングという現象が生じる．その際はあるが，き裂が発生する場所が表面ではなく，表に，お互いのあわせ面が叩かれ，面荒れを引き起こ

面近傍であるというデータが多数報告されている．

し，規定の吹き止まり圧力以下になっても完全には

PWR プラントではなく，CANDU プラントで発生閉止されないケースも出てくる．それだけに，あわした炭素鋼製配管の内外面でき裂が観察された事をせ面の仕上げには細心の注意が必要である．発電所

きっかけに INSS が研究を進めた結果，表面から数の現場では人の手による作業であり，その技能を継100μm の深さでキャビティが発生し，き裂に発達承することも大切である．日本の PWR においては，したと考えられるデータが取得された．この劣化機

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構がき裂開口幅の狭い 690 合金の PWSCC と共通し値を見出せていなかったことにある．この行為そのているのではないと考え，研究を進めて同様のデー

ものは業務マニュアルを遵守した行為としては正し

タが採取された．これについて米国国立研究所で追い．BWR は飽和系であるため，原子炉容器に加圧試され，同様のデータが採取されたと報告されて下の熱衝撃は起こりにくい．しかも，原子炉容器の（1）いる ．この最新知見は，材料や環境が異なるとい照射による劣化は PWR と比較して脆化の程度が小う理由だけで，他の炉型での経験が経年劣化事象をさく，加圧熱衝撃に対する評価は示されていない．

解明するために活用されないことは必ずしも正しくPWR では緊急事態においては冷却速度の制限値はないことを示す事例である．

場所によって異なる値を採用している．原子炉容器

以上の例のように，他プラントの経験のみならずとは異なり加圧器の冷却スプレイは倍の速度で冷却他の炉型の経験も参考に，自身のプラントの信頼性する事を許容している．加圧器に照射脆化の問題はを向上させて安全性も同時に向上するために，炉型なく，加圧器から炉心に注入される配管は，原子炉を問わずに現象そのものを理解することが国際協業

容器の炉心領域部（脆化が厳しい部位）を通らずにで実施されることの意義は大きい．

炉心に冷水を導く構造となっている．つまり，冷却3. 事業者視点からのプラントメーカの技術伝承

構造を考慮した設定値としている．万一の場合に，どのような手段が採り得るかを常に考え，手順書に反映しておくことが大切である事例である．
1FNPS#1 の IC は炉心で発生した蒸気を吸い込

各メーカが，採用している炉型以外の経験を活用

み，熱交換で水にした後で，再循環ポンプ入口ライすることも大切である．IAEA の IGALL で進めらンに戻す．原子炉容器の照射が厳しい部位に直接冷れているように，PWR・BWR・CANDU・VVER

水があたることは無く，ポンプ入口配管から通常のでの経験をお互いに理解し，自社製のプラントでも逆方向に流れが生じ，ゆっくりと冷水の水位が上昇発生しないかと常に疑問を持ち，検討することが大する．炉内構造物自体が高温であり，伝熱により水切である．また，その考えを継続し，意思を継ぐ人

温が上昇するため，大きな熱衝撃を発生させること

材をプラントメーカが自ら育てることも大切であるはない．IC による冷却を停止せずに続けていること筆者は考える．

とが，シビアアクシデント（SA）時の対応として

3.1. 福島第一原子力発電所事故の教訓
1FNPS 事故の教訓として，機器の能力を最大限に活かすにためには，人の能力と判断が大切である．
建設当時のシステム設計，機器設計，製造・施工に関する業務を経験し，運転段階での各種改善活動による変更を経験することは一世代では当然できないは適切であったといわれている（3）．
知識を受け取る側の理解があって初めて知識の伝承が成されたと考えられることから，この事例は伝承が的確にされていなかったことも一つの要因となっていると考えられる．

3.2. 最適評価解析の重要性ことである．そのため経験を伝承していく必要があ

もう一つ，検討しなければならないことは，TMIる．伝承が不十分な場合に，危機的状況で機器が本事故後に認識された，安全解析の最適化解析の重要来所有していた能力を発揮できず，システム全体が性である．安全解析とはプラントの安全性設計の確機能不全に陥ることになる．1FNPS 事故では，全認である．プラントの保安活動を実施する基盤とな

交流電源喪失以降であっても炉心の冷却機能を着実るのが，安全解析の結果である．運転管理では，安に果たすはずの，非常用復水器（アイソレーション

全解析結果から設定された各種制限値を守って日々

コンデンサー，以下 IC）を手動に切り替えて使用

運転が続けられている．保守管理でも，日々の機器・

していたことが例に挙げられる．IC を自動から手構築物の点検から始まり，定期試験そして分解点検

動に切り替えたことは，原子炉冷却速度に関する制を含む定期検査において，安全解析から導き出され（2）

限値を守るためであるとされている ．この例ではた要求機能を満足していることが確認されている．

設計から運転までのそれぞれの段階での知識が伝承

一方，安全解析は計算が行われた時代の知見を反映されていないことが一因であり，伝承することに価した内容となっている．特に，解析結果を常に安全

218

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4側に確保するため，解析の入力条件や解析モデルに裕度を確保している．そのため，実現象とは異なる計算結果となることがあると考えられる．しかし，機器・構築物が維持すべき機能に余裕があるため，運転管理やその他の管理でそれぞれの機能が維持されることで，万一の事故があったとしてもプラントの安全を確保することが可能であるとされている．

3.3. 研究成果や経験に基づく知見の反映
研究成果と発電所の現場への反映に関する良好事
例を次に解説する．

3.3.1. 技術開発とトラブル分析例

実際には TMI 事故時でも 1FNPS 事故時でも，そのSCC に対する緩和措置として，表面応力状態改安全解析では表すことができない現象があった．こ善方法の一つであるピーニングに関して，実機へののことは，事故時の対応には，現状の安全解析のみ

適用性を調べる研究を実施した．ピーニング法の中を認識しているだけでは状況判断を見誤り得る事をで，衝撃波を利用したウォータージェットピーニン示している．

グを選択した．キャビテーションにより衝撃波を発機器・構築物の終局耐力を理解せず，また，シス

生させてピーニングを行うため，水が噴出するノズ

テムの頑強性を理解せず，起きている現象を正しくルはエロージョンにより摩滅し形状が経時変化す理解できないことで，時間的裕度を的確に把握でる．そのことからノズルは消耗品であり，適正な衝きなくなる．その結果，後手に回り，事態を深刻

撃波を発生させるためにノズルの使用時間を設定すにさせることが，1FNPS 事故は示している．それる必要があった．ノズルに選定された材料は，耐故，事前に最適評価（Best Estimate，BE）の解析

摩耗性が高いステンレス鋼や Ni 基合金などであり，を実施しておくことが必要であり，色々なケースをそれぞれの摩滅データを採取してノズル材料を選定

解析することが最も大切なことである．これは米国した．その研究が実施されてから約 10 年後に，配（4）

NRC が取り組んでいる活動でもある ．

管曲げエルボ溶接部にき裂が発生した事象の原因究

それ故，同様の炉を所有しているプラント間で情明に，その摩滅データが活用された．この事象では，報を共有し，膨大なケースの安全解析データを情報

エルボの上流に設置された減圧オリフィス出口にお基盤として持つことで，万一の事故に備えることがいてキャビテーションが発生し，長期間の使用で出可能になると考えられる．

口部がラッパ状に削られたため，キャビテーション

フルスコープのプラントシミュレータで訓練を実により発生する気泡が配管内面を覆うほど増加し，施する際に，色々な機器の故障を違った時間に入力

オリフィスの下流にあったエルボに周期的に力を与し訓練することも，膨大なケースを経験する活動とえたことで配管が振動し，応力集中する溶接部にきして見ることができる．運転操作には無限ではない裂が発生した．このオリフィスの形状変化をキャビにしても，色々な手順が考えられる．その訓練をしテーション・エロージョンで説明できる根拠として，た人にとって BE 解析結果は極自然に受け入れられ事象発生の 10 年前の研究過程で採取されたデータるものである．全交流電源喪失事故（Station Blackが活用された．

Out，SBO）の際に，高温停止状態から低温停止状

また，この事象で継承が望まれる知識を以下に示態に移行する手順をプラント安全解析ではこれまです．損傷した配管系統は３系統に分岐して再生クー求められなかったが，1FNPS 事故後，低温停止状

ラーに入るようになっていた．３系統の一つのみで態への移行の重要性に鑑み，SBO 時でも低温停止

き裂が発生し，他系統のオリフィスには摩耗による状態への移行が可能な手順を定める必要が生じた．

出口形状の変形は無かった．また，この事象が発生

その手順案を提示したのがフルスコープでの訓練をしたのは PWR 型の２ループプラントである美浜発受けていた運転経験者であったことは，上記の考え

電所２号機であった．
美浜発電所には２号機の他に，を裏付ける事例として考えられる．それ故，BE 解

同じ２ループプラントではあるが出力が 30％低い

析を認識し，保守的な解析との違いを理解しておく

１号機と，３ループプラントの３号機がある．再生

事が最も大切であることが分かる．同時に，プラン

クーラー入口側に設置された減圧オリフィスはこれ

トの運転経験者からの知識もプラントメーカには伝らのプラントにも設置され，３号機では２号機と同承してもらいたいものである．

様にキャビテーションは発生していたが，エルボに損傷がなかった系統と同様にオリフィス出口の形状

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4

219には変化がなかった．
また，
１号機では再生クーラー

象では，インゴット（鋼塊）内部の炭素偏析を知り入口側は２系統であり，点検の結果，常用していたながら，粗悪部分（靭性が低い箇所）を使用してい系統ではキャビテーションは発生していなかったもた．水素白点が問題となったプラントの原子炉容器のの，もう一方の系統に切換えるとキャビテーショ

が 1970 年代後半に製造されたのに対して，含有炭ンが発生した．系統設計上，当該部はキャビテー

素が問題となったプラントが EPR という欧州設計

ションが発生しない流体条件であるとされていたもの最新の大型 PWR であったことに注意が必要であのの，現場では１号機の１系統のみがキャビテー

る．仏国においては靱性値の規定があるため原子炉

ションは発生せず，他プラントを含めた他系統は全容器の炉心領域部は炭素偏析部を切り落とした鋼塊てキャビテーションが発生していた．これらの設計で製造されていたものの，上蓋にはその規定が無と現場との相違点を解明することは難しいとされてかったことが遠因となったと推察される．

いる．それ故，系統設計の改善で，キャビテーショ

さらに，規格基準が有る場合でも問題となるケーンが発生しない改善ができるまでは，当該箇所を点スがある．米国型 PWR プラントでは，蒸気発生器

検・補修する必要があることをプラントメーカは電の伝熱管の材料であるニッケル基合金（インコネ気事業者に説明をしていく姿勢が必要である．

ル 600）が応力腐食割れ等により損傷し，数千本あまたこの事例は，研究等で得られた知見を整備

る伝熱管を検査してき裂の兆候のある伝熱管に施栓しておく必要性があることを示すものである．オ

し，運転を継続していた．施栓の工事にかかる費用

リフィス出口のキャビテーション・エロージョン

やその工事期間分のプラント稼働率が低下することによる形状変化が発生した時期を推定するために，による損失を考慮し，蒸気発生器を取替える選択をウォータージェットピーニングのノズル減損速度を採る電力会社が増えてきた．核燃料から取り出した利用したことはその一例である．全く別の事象（応熱を蒸気タービンに伝えるため，蒸気発生器は原子力腐食割れ）に対する予防保全対策装置の開発段階

炉容器に一次冷却材配管で繋がり，一次冷却材ポンで得られたデータ（ノズル減損速度）が，当該の事

プとも繋がっている．サンオノフレ発電所は，材料

象（キャビテーション・エロージョン）の解明に寄変更（インコネル 690）による信頼性向上に加えて与できたことは，メーカが研究開発で得られたデー

高効率を求め，取替用蒸気発生器にこれまで採用さタを適切に整理していたからに他ならない．

れたことがない設計（伝熱管本数，
外径，
管厚，
配列）

最近の世界の動向として，知識を受け取る器とを採用した．それ故，設置場所・寸法に制限がある

しての知識基盤をどのように構築するかが，原中で熱交換率を上げるため，特別に設計し直す必要

子力発電の長期利用のために最重要課題となっがあった．この設計変更により二次系水（水／蒸気て い る．2016 年 に IAEA 本 部 で 開 催 さ れ た Thirdの混合）と伝熱管との流力弾性振動が生じ，数年のInternational Conference on “Nuclear Knowledge

運転で疲労破壊により多数の伝熱管損傷を引き起こManagement” において，知識管理を統括する部署

した．流力弾性振動に関する知見は実験と解析で高を設立する機関・事業体が増えていることが報告さめられ，日本で規格基準が制定されていた．設計変れたことから，それが伺える．

更で配慮された国内外のトラブルの水平展開には，

3.3.2. 規格基準依存の弊害例

美浜発電所２号機の蒸気発生器伝熱管の折損も入っている．サンオノフレ発電所で採用された設計は規格に適合していたとされたものの，流力弾性振動に

また，最近の話題として，仏国において鋼材の炭よる伝熱管の摩耗が発生した．この根本原因には仏素含有量が靭性特性に影響が懸念され，原子炉容器

国の炭素問題と共通するポイントがあると考える．

の上蓋や蒸気発生器の使用が再検討され，使用に問

それは，現時点での規格基準に適合して設計・製造

題はないと判断された．ここで着目する点は，鋼材すれば良いとする考え方である．仏国の事象は規格を製造する過程，即ち，製鉄所での取り扱いにまで基準が変更されたとはいえ，同じ圧力容器に別の管遡って検討された点にある．この事象の少し前に，理を適用していることも問題である．仏国は炭素偏ベルギーにおいて原子炉容器の検査結果で欠陥が数析を考慮しても継続使用・健全性は維持できるとい千個観察され，水素白点が原因と推定された．これ

う結論を出している．米国の事象も規格基準では振も製造過程における問題である．仏国の含有炭素事動が発生し摩耗する領域にないとされたものの，新220

INSS JOURNAL Vol . 25 2018 C 4設計であることから裕度を多めに設定するなどの配慮がなかったことが問題であったかもしれない．

益々重要となると考える．
1989 年に仏国にあるブジェ発電所２号炉の炉内

流力弾性振動については，実物を模擬できる程度

構造物を構成するバッフルフォーマボルト（BFB）に数値解析を高度化するのは難しい事を，裏付けてにき裂が発見され，その後，他のプラントにおいいる事例がある．それは，１基当りの炉出力を 50てもき裂が確認されている．BFB は，炉心バッフ

万・80 万・100 万 KW と向上させるため，原子炉容

ル板を６〜８段あるフォーマ板に締結し，炉心の流器に収める炉内構造物も大きくなった．実物大の路を形成する部品の一つである．燃料から最も近い

炉内構造物での振動試験は実施されておらず，パ部品であるため，中性子照射により最も多く材質変

イロットプラントに指定された発電所において試化を受ける．このボルトはステンレス鋼製であり，運転段階の試験で各部の振動データを採取し健全PWR で使用される一次冷却材の環境下では，応力性を確認してきた．このように数値解析で設計し腐食割れの感受性は無いと考えられてきた．
しかし，た構造物の最終確認は実プラントの初号機で確認

中性子照射により材質が変化することで一次冷却材

することを，プラントメーカであるウセスチング

中でも応力腐食割れに対し，感受性を持つことが，ハウス（Westinghouse Electric，WH）は実施してその仏国のトラブルで証明された．中性子照射を多きた．米国で PWR プラントを設計・建設してきた

く受ける最下段から２段目にき裂が観察され，運転

WH のこの経験が，サンオノフレ発電所の SG の新が継続された後，下から３段目や最下段に確認され設計には適切に伝承されなかったのではないかと推るようになった．照射が最も少ない最上段のボルト

察する．

では観察されていなかったが，米国の最新の検査で3.3.3. 規格基準外の技術的分析例
米国 PWR 型の炉開発で WH 社が牽引していた時は最上段にもき裂が観察されている．PWR の炉内
構造物も時代とともに型式が少しずつ異なることから，最上段のボルトに損傷が確認されたプラントの設計には構造に類似点が多数確認されている．

代には，例えば，炉内構造物の設計マニュアルに注

米国の４ループプラントのうちダウンフロー設計

意点と根拠が記載されていた．根拠となる制限値等

からアップフロー設計に変更してない原子炉内構造のデータの出所については，公開されている規格基物では，BFB にき裂が観察されている．米国 PWR

準以外に，社内試験データだけでなく過去の現場経の炉内構造物の設計はループ数を問わず，当初は全験から得られたデータもあった．例えば，締結ボルてダウンフロー設計を採用していた．290℃弱の冷トの座面状態により値に差が出るトルク係数では，却材が原子炉容器に入ると，炉心そう・熱遮蔽体の現場施工方法が時代とともに変化していることを反側面に当たって，下向きに流れて，燃料集合体の映したデータが採用されていた．

下部に当たる炉底部に導かれる．この流れとは別

米 国 の D.C.Cook 発 電 所 で は， 建 設 当 初 の 締 付に，炉心そうに数箇所ある穴から炉心バッフル領域

け不足が原因で，炉心そうの流体励起振動（Flow-に 290℃弱の冷却材が入る流路があった．この水はInduced Vibration，FIV）により炉心そうのバレル

炉心バッフル領域を下向きに流れ，炉心そう側面をボルトが振動し，周り止めピンとのフレッティング

流れる冷却材と炉底部で混ざり合う構造となっていによりボルトが摩耗し，周り止めピンとボルト穴とた．このダウンフロー設計が採用された経緯を示しの隙間からボルトの欠片が異物となった．欠損した

た資料は確認できなかったが，炉心そうにわざわざボルトの隣のボルトが緩んでいたことから，締付け穴を開けるという工程を追加していることから，何管理不足が原因とされた．トルク係数までの言及がらかの経験を反映したものと考えられる．２・３・

なされていないため，適切な締付けトルク値であっ４ループ全ての初期プラントにはこのダウンフロー

たかどうかは不明である．また，締付け過ぎの場合の設計が採用されていた．しかし，その後の運転には，高温機能試験（Hot Function Test，HFT）時

おいて，燃料リークが発生しその主要因がこのダウに炉心そうの熱変形によりボルトが変形する程度が（5）
ンフロー設計とされた ．その原因は，炉心バッフ

大きくなり，局部的に塑性変形を引き起こし，極低

ル板の隙間から噴出するジェット噴流が燃料棒を揺サイクル疲労の原因となりえることもある．このよらし，隣接する燃料棒同士がフレッティング摩耗をうな経験・知識を集積し発電所建設に活かすことが起こしたためであった．その対策としてダウンフ

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ローからアップフローに既設プラントでも改造が施され，炉心そうの穴を塞いで最上段のフォーマ板

221

4. 事業者視点からの規制関係の技術伝承に穴を開けるという工事を行った．このアップフ

運転段階に携わる人間が建設段階を直接的に経験

ロー化工事によって，燃料リークが減少するとともすることは困難ではあるものの，決して経験を得るに，最上段の BFB の作用応力も減少した．ダウン

ことが不可能なことではない．発電所の安全性を向フローの場合は，炉心そうと炉心バッフル板を繋ぐ上する活動を通じて，建設時の経験と似た経験を得

炉心フォーマ板の変形が最上段で最も大きく，プラることも可能であると考える．システム設計の裕度

ント運転起動時にかかるボルトの応力は相当高くなを理解することにより，機器の重要性も見直しが可

る．アップフローの場合その熱変形量が小さくなる能となり，保全方法の最適化も可能となる．日本のため，ボルトにかかる応力は小さくなる．
米国４ルー

規制当局は同一部署に長く業務することはないた

ププラントでの BFB 損傷は，仏国で確認された照め，審査根拠を十分に伝承するために 10 年以上も射誘起型応力腐食割れとは別の要因が大きく寄与し前から技術情報基盤の整備が求められていた（7）．しているのではないかと考えられるため，最上段のボ

かし，現在の日本で長期間を要している再稼動審査

ルトの詳細な破面観察により根本原因の究明が望まで，建設段階まで遡って審査がなされているから，れる．

審査根拠を整理する最も良い機会と考えることもで

現在，国内で提供されている取替用の炉内構造

きる．これらの審査時の知識整理は，建設段階を経

物は，アップフロー化はもとより，炉心バッフル験していない人にその経験と同様の知識を得る機会

板の隙間構造を一部なくしつつ，熱変形に配慮しを与えるからである．また，現場の設備改善では製た配置設計がなされている．また，締結ボルトに造・施工段階の知識を必要とするから，この知識を発生する応力を低減できる形状構造に変更が加え得る機会となる．過去の資料を紐解いて，設備改善

られ，更に，照射誘起型応力腐食割れの一因となを最新の知見に照らし，発電所を安全に運用できるる中性子照射による材料変質を極力遅らせる効果

ことを電気事業者が示すことは容易ではなく，過去を発揮する製造方法の改善も図っている．米澤らの資料が整理されていることが大切である．最近（6）は，「中性子照射による粒界での化学組成変化の ISO9001 の改定でも Conﬁguration Managementの結果から，オーステナイト系ステンレス鋼では，（CM；構成管理）の重要性が示されている．長期

RIS（Radiation Induced Segregation）による粒界運転にはこの構成管理と合わせて，知識管理がます

Cr 濃度の低下に伴い IGSCC（Intergranular Stress

ます重要になる．規制当局の検査制度の見直しによCorrosion Cracking）感受性が高まる傾向が認め

り，
さらに現場に密着した検査が行われることから，られ，この傾向は PWR1 次系模擬水中での Ni 基合

知識基盤の整備は確実に進められていることが望ま

金 の PWSCC（primary Water Stress Corrosion

しい．その整備には，経験的な知識をより広く収集

Cracking）感受性と酷似している」としており，することが必要であることから，世界規模での協業

Ni 基合金である X750 合金の耐 PWSCC 対策材が粒が進められる事が望まれる．

界にクロム炭化物を適切に析出させているものであ

規制分野において経験・知識の基盤の構築が必要ることから，これをオーステナイト系ステンレス鋼「規であると山本（8）は過去の公開データから分析し，にもある程度適用したものであると推察できる．こ制当局においても，現場の保安検査官の日々の監視

れらの対策は，他国のトラブルの要因を詳細に分析

活動を通じて，自らも軽微なトラブルを始め安全文

して機器設計に反映することで自国でのトラブルを化に関わる情報収集を行い，事業者を指導するため未然に防ぐ，プラントメーカの良好事例である．炉の情報基盤の整備を行う必要がある」と結論付けて

内構造物の取替えは既に実績もあり，40 年超運転いる．先に述べたように日本の規制では同じ部署にに入る美浜発電所３号機にもその技術が適用される

長く在籍することがなく，長期間を要する傾向監視ことになっている．

は不十分であった．これを解消するためにそれぞれ

ここまで，良好事例に加えて，設計で配慮を必要のプラントで発生した事象を詳細に分析し，長期間とする事象事例も紹介した．それらの経験を後継者に亘る傾向を把握し，その情報を知識化して整備すに繋ぐ責務があると認識して，プラントメーカに安ることが求められる．

全な炉を設計・製造してもらいたいと考える．

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5. 日本の研究機関に対する指摘
原子力委員会が策定し，昨年７月 21 日に日本政府として閣議決定された「原子力利用に関する基本（9）には，日本の研究機関における技術伝的考え方」

承の重要性も以下の２項目で示されている．
（1）日本原子力研究開発機構は，産学官の連携によるシーズの創出，基盤技術の充実，科学的知見や知識の収集・体系化・共有による知識基盤の構築，研究開発の基盤である施設や設備の供用・
利用サービスの提供を先導する組織に変革していくべきである．
（2）研究開発機関や大学，原子力関係事業者の原子力関連機関が，情報交換しつつ，それぞれの役
割を互いに認識し尊重し合いながら連携や協働を行う場を構築し，まずは，科学的知見や知識

図２の収集・体系化・共有により厚い知識基盤の構築を進めるべきである．

総合管理システムの概念図

が事故に繋がるのは，原子力発電の歴史を見ても分つまり，科学的知見の収集・体系化・共有による

かる．1FNPS 事故は安全設計段階の知識の欠落が知識基盤の構築こそが，技術伝承の第一歩である．

一つの要因である．潜在的リスクを考え，大きな災

この基本的考え方には産業界だけでなく，原子力規害に繋がらないように発電所を運営する義務は事業制委員会（NRA）も賛同しているため，知識基盤者にあるのは自明である．潜在的リスクを継続しての構築が加速されることが期待される．

発掘し，常に自社のプラントの危険性を把握するこ

6. プラント生涯管理の経験と知識基盤とが，原子力発電所を所有し運営する事業者の責務である．そうであるから事業者は知識の欠落が致命傷になると認識し，知識の部分的な重なり（関係者

前章までに，事業者における技術伝承と，事業者間の互いの知識を繋ぐ情報を共有化すること）を心視点からのプラントメーカおよび規制当局の技術伝がける必要がある．
ラップは知識の分野だけでなく，承について分析した．その中から見えてくることと年代によるラップも意識すべきである．知識基盤にして，３つの重要な点が挙げられる．関係者間でのは年代の縦と分野横断の横が大切であるばかりでは知識の部分的な重なり，匠の技の継承，そして，知なく，それらを俯瞰的に見られる人材の確保も重要

識の基盤の共有化である．

になる．

6.1 知識の部分的な重なり

プラントメーカは同様な知識基盤を重要と認識しているものの，機密事項と仕分けされるデータを多く所有していることから，共有化には積極的な対応

原子力発電所を安全に運用するためには，安全設が難しいとされる．ノウハウに分類される機密事項

計，系統設計，機器／構築物設計，部品設計，品質は必ずしも公開する必要はなく，注意点のみでも共を含む製造方法と施工方法，保安活動における各管

有化することで，未然にトラブルを防止することが理方法（運転管理・燃料管理・保守管理・放射線管理・可能となる．本稿では，減圧オリフィスのキャビ

廃棄物管理），廃止措置方法，さらにそれぞれの知テーションを発生させない設計が困難であったとし

識の部分的な重なりを理解する必要がある．図２にても，その注意点を共有化して適切な保全活動に繋総合管理システムの概念を示す．図にあるように組げれば，安全にプラントを運転できるという考えを織・部署・人それぞれが繋がっているものの，効率示した．

を追求すればラップではなく棲み分けが合理的であ

規制当局においては，基本的に事業者の検討に抜るが，知識の欠落を生む可能性がある．知識の欠落

けが無いことを確認すれば，監視が可能と考えられ

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223てきた．もし，事業者に知識の部分的な重なりがな

ポート部隊である JAEA が，その実現に向けて率先されていない箇所が無いかどうか目配せできれば，して動かれることを期待したい．
またこの活動には，事業者に良いプレッシャとなるだけでなく，正しく

1FNPS 事故を起こした産業界も責任を持って参画

規制が行われると筆者は推察する．小さな異なるト

し，協働することが求められている．事業者は新し

ラブルでも根本原因に共通点がある場合があり，そい規制の一つとして安全性向上評価書を公開し，その共通点を見極めるためには，長期的な傾向監視がの中で最新知見の収集・分析結果を示している．こ

重要と考える．常に関連性が無いのかという疑問をの知識基盤の構築に貢献することは事業者の人材育持ち，事業者の保安活動を直接，現場で見ることで成にも繋がり，技術的能力の維持・向上を図る保安共通点を判断できるのではないかと考えており，米活動の一環として有意義であると考えられる．
更に，国の ROP（Reactor Oversight Process）を日本にこれらの活動は国際協業で進められていることが肝導入する計画に期待するものである．

要であると考える．

6.2 匠の技

7. 結言

その道のプロとして認められる人材が定年退職

原子力発電の長期利用には，建設段階に始まり運で一線を離れることで，知識が失われつつある中，転段階から廃炉段階までの知識基盤を整備すること

彼らの知識を整理しておくことは大変重要である．

が大切であり，そのキーワードは，知識の部分的な

各国の重要課題として認識され，新しく知識管理に

重なり，匠の技の継承，そして，国際的協業である．

かかわる部署を設置する機関が増えていることを先

日本において実施されている再稼動審査では，建に述べた．

設段階まで遡って審査がなされていることから，規保 守 管 理 に つ い て は，IAEA 策 定 の IGALL 等，

制機関も被規制の関連機関の両者において，審議時

今までも，またこれからも充実が図られることと考の知識整理が建設段階を経験していない人に建設段えられる．なお，新しい技術，特に検査・モニタリ

階と同様の知識を得る機会を与える．現場の設備改ング技術の進歩によって詳細に調べることが可能に

善は，製造・施工段階の知識も必要とすることから，なり，散逸した知識・技術的能力が新たに蘇ること

この知識を与える機会である．過去の資料を紐解いもある．常に新しい技術の進歩をフォローしておくて，設備改善を最新の知見に照らして，発電所を安ことが肝要である．本稿では，安全弁の摺合せ技術

全に運用できることを示すことは容易ではない．しが低下することを拡大鏡によって防止できるというかし長期運転にはこの構成管理と知識管理がますま事例を示した．

す重要になる．経験的な知識をより広く収集し，体6.3 知識基盤の構築
安 全 管 理 に 関 わ る SA 対 策 の 充 実 に つ い て は，
1FNPS 事故前までは国内での研究が日本原子力研

系化することが必要であることから，世界的な協業で進められる事を望むものである．

参考文献

究開発機構（JAEA）主体で進められていたものの，（1） NUREG/CR-7153,Vol.2 “Expanded Materials

国家予算が削減されていた．アジアでは JAEA の

Degradation Assessment（EMDA）Volume

知識を基に韓国 KAERI が SA 研究を継続してきた．

2:Aging of Core Internals and Piping

1FNPS 事故後は，日本でも SA 研究が再開された．

Systems”.

JAEA がこれまで実施してきた研究成果は，収集は（2） 日 本 学 術 会 議されているものの体系化がなされておらず，他機関記 録 SCJ 第 22 期 -260930-

22651100-053” 東京電力福島第一原子力発電所が利用することは困難な状況になっている．原子力１号機において発生した事故事象の検討”委員会が示した「原子力利用に関する基本的考え方」（2014）．

（6）

では，それらの研究関連の情報収集に留まるこ（3） 小林正英，“ 福島第一原子力発電所１号機のとなく体系化し，知識基盤として共有すべきと明記

事故分析 ” 日本原子力学会誌（2105）．

され，NRA がこれを追認している．NRA の技術サ

（4） T i n a G h s h , “ S t a t e - o f - A r t R e a c t o r

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Consequence Analyses（SOARCA）Surry
Uncertainty Analysis（UA）” NRC-RIC（2016）．
（5） 実務テキストシリーズ No.3

軽水炉燃料のふるまい（改訂第５版）第３章 軽水炉燃料の変遷（p.68-p.69）公益財団法人 原子力安全研究
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（6） 米澤利夫ら，”PWR 炉内構造バッフルフォー
マボルトの粒界割れ機構に関する考察 ” 日本
原子力学会誌（2000）．
（7） “ 実 用 発 電 用 原 子 炉 施 設 に お け る 高 経 年 化
対 策 の 充 実 に つ い て ” 原 子 力 安 全・ 保 安 院（2005.7）．
（8） 山本晃弘，“ 原子力発電所における安全文化
醸成活動の実効性向上に関わる研究 ” 日本原子力学会誌（2017）．
（9） 原子力委員会 ,” 原子力利用に関する基本的考
え方 ”（2017.7.20）．

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以下の論文については、関西電力株式会社殿から受託し、当研究所において実施した調査・研究の成果を同社にご了解をいただき、本論文集に収録したものです。
研究の成果については、関西電力株式会社殿と当研究所が共有しております。

● ノンテクニカルスキルに着目した緊急時対応訓練の開発（3）−「たいかん訓練」における評価に向けた課題−● 原子力発電に係る情報提供方法に関する一考察● オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属のミクロ組織への熱時効と照射の影響● SUS630 の高温水中の SCC 進展挙動（第２報）−熱時効，温度，応力の影響−● 中性子照射ステンレス鋼の粒界酸化部の破壊特性の評価● 海外及び国内で発生した原子力発電所のトラブル原因の分析● 運用上の介入レベルに基づく被ばく線量計算手法の検討− OIL1，２用再浮遊係数の評価−● シビアアクシデント演習ツールの改良● A TWS 事象の RELAP5-3D による解析● T 字配管の高低温水合流部における流体・構造熱連成数値シミュレーション手法の検証用データ● TT690 合金の SCC に関する知見と今後の課題● ステンレス鋳鋼超音波探傷試験システムの開発と実機適用

編

集

委

員

会

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橋本

編集委員

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小泉 潤二（社会システム研究所長）
三島嘉一郎（技術システム研究所長）
口井
金山
中野

德昭（取締役社長・所長）

一隆（管理部長）
正樹（社会システム研究所
守人（技術システム研究所

副所長）
副所長）

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INSS JOURNAL VOL.25 20182018 年 10 月発行Ⓒ 2018 Institute of Nuclear
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