JAEA-Review 2007-017 HTTR (高温工学試験研究炉)の試験・運転と技術開発(2005年度) Operation, Test, Research and Development of the High Temperature Engineering Test Reactor (HTTR) (FY2005) (編)高温工学試験研究炉部(Ed.) Department of HTTR大洗研究開発センター Oarai Research and Development Center March 2007 Japan Atomic Energy Agency日本原子力研究開発機構本レポートは日本原子力研究開発機構が不定期に発行する成果報告書です。本レポートの入手並びに著作権利用に関するお問い合わせは、下記あてにお問い合わせ下さい。なお、本レポートの全文は日本原子力研究開発機構ホームベージ（http://www.jaea.go.jp/index.shtml)より発信されています。このほか財団法人原子力弘済会資料センター*では実費による複写頒布を行っております。 〒319-1195　茨城県那珂郡東海村白方白根2番地4日本原子力研究開発機構研究技術情報部研究技術情報課電話029-282-6387, Fax 029-282-5920 * 〒319-1195　茨城県那珂郡東海村白方白根2番地4　日本原子力研究開発機構内This report is issued irregularly by Japan Atomic Energy Agency Inquiries about availability and/or copyright of this report should be addressed to Intellectual Resources Section, Intellectual Resources Department, Japan Atomic Energy Agency 2-4 Shirakata Shirane, Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-ken 319-1195 Japan Tel +81-29-282-6387, Fax   +81-29-282-5920 © Japan Atomic Energy Agency, 2007 JAEA-Review  2007-017 HTTR（高温工学試験研究炉）の試験・運転と技術開発(2005年度)日本原子力研究開発機構　大洗研究開発センター （編）高温工学試験研究炉部(2007年2月5日受理)日本原子力研究開発機構大洗研究開発センターのHTTR（高温工学試験研究炉）は、熱出力30MWの黒鉛滅速へリウムガス冷却型原子炉で、我が国初の高温ガス炉である。 HTTRは平成13年12月に熱出力30MWを達成し、平成14年3月に原子炉出口冷却材温度850℃における使用前検査合格証を取得した。平成 14 年度から定常運転、安全性実証試験を行い、平成16年4月に高温試験運転モードで、世界で初めて原子炉出口冷却材温度950℃を達成し、同年6月には原子炉出口冷却材温度950℃における使用前検査合格証を取得した。平成 17年度は、施設定期自主検査、反応度制御設備の分解点検等を実施するとともに、安全性実証試験計画を推進した。本報告書は、平成17年度（2005年）のHTTRの運転と保守及び各種技術開発の状況等について紹介する。 2007-017 JAEA-Review Operation ,Test, Research and Development of the High Temperature Engineering Test Reactor (HTTR) (FY2005) (Ed.)Department of HTTR Oarai Research and Development Center Japan Atomic Energy Agency Oarai-machi, Higashiibaraki-gun, Ibaraki-ken (Received February 5, 2007) The High Temperature Engineering Test Reactor (HTTR) constructed at t the Oarai is the Research and Development Center of the Japan Atomic Energy Agency (JAEA) Japan, which is a (HTGR) in reactor gas-cooled high-temperature first graphite-moderated and helium gas-cooled reactor with 30MW of thermal power. The full power operation of 30MW was attained in December , 2001, and then JAERI (JAEA) received the commissioning license for the HTTR in March, 2002. Since 2002, we have been carrying out rated power operation, safety demonstration tests and several R&Ds , etc., and conducted the high-temperature test operation of 950℃  in April, 2004. In fiscal 2005 year, periodical inspection and overhaul of reactivity control system were conducted, and safety demonstration tests were promoted. This report summarizes activities and test results on HTTR operation and maintenance as well as s safety demonstration tests and several R&Ds , which were carried out in the fiscal year of 2005 . Keywords: HTGR, HTTR, Operation, Test, Commissioning
.73 ... . .  . . .  1. . . 、 . . . . . . . . - . .  . . .  to s to the status of the . iv . 
7. International Cooperation on HTGR Development............................................................................71 vy Postscript. Appendix 1    Publication and Presentation on High Temperature Engineering Research in 2004 . Major Events on High Temperature Engineering Research in 2004..................77 Appendix 2
高温工学試験研究炉（HTTR）は、原子力エネルギー利用の多様化として、水素製造と発電が可能である高温ガス炉の技術基盤の確立を目的とした試験研究炉である。燃料として被覆粒子燃料、主要な炉心構造材に黒鉛、１次冷却材にヘリウムガスを用いた原子炉熱出力30MW、原子炉入口冷却材温度395℃、原子炉出口温度850/950℃の日本初の高温ガス炉である。 HTTRは、平成３年に建設を開始し、平成10年11月10日に初臨界を達成した。その後、平成11年度から出力上昇試験を進め、平成13年12月に原子炉出口冷却材温度850℃を、平成16年4月には設計目標である原子炉出口冷却材温度950℃を達成した。この設計自標の達成を節目とし、平成17年10月の旧原子力二法人統合による日本原子力研究開発機構の発足の際、高温工学試験研究炉開発部は、高温工学試験研究炉部へと名称変更し、 HTTRの開発から高温ガス炉開発のためのHTTR運転・試験の実施へと軸足を移しながら、高温ガス炉実用化を目指したデータ取得のための長期連続運転、高温ガス炉の優れた安全性を実証するための安全性実証試験等を進めている。
1． 1  HTTRの運転の状況
(1) HTTRの運転
施設定期検査の受検及び安全性実証試験のため、定格単独運転モード（運転サイクルRS-7）により、平成17年8月30日に原子炉を起動した。施設定期検査として原子炉停止余裕検査等を平成17年8月31日に受検し、最終回の検査に向けて平成17年9月1日から出力上昇を開始し、平成17年9月7日に原子炉出力90%へ到達した。原子炉出力100%に向けてこの出力を保持し、1次冷却材中の不純物除去運転を実施していたところ、平成17年9月11日14 : 43に、落雷による商用電源喪失が発生し、原子炉が自動停止した。その後、原子炉の再起動に向けた準備を進める中で、広領域中性子検出器の不具合が判明し、その対応のため、定検運転は、平成18年度に延期されることとなった。
（2）第３回施設定期自主検査
今年度も、平成16年7月26日から開始した第３回施設定期自主検査を、施設定期自主検査実施計画に基づき実施してきたが、定検運転の準備期間中に、広領域中性子検出器の不具合が発生した。不具合原因を調査した結果、原因は検出器の高圧電源ケーブルの接触不良であることが判明し、対策として、平成18年度に広領域中性子検出器３個全てを交換することとなった。そのため、定検期間を平成18年12月15日まで延長する変更届を国に行った。一方、平成17年2月19日の原子炉自動停止後の後備停止系の作動試験で判明した後備停止系駆動装置の不具合については、平成17年4月から6月まで原因調査作業を実施し、その結果を受けて、平成18年度から同装置の分解点検を行うこととしていた。しかし、前述の広領城中性子検出器の不具合発生にともない、計画を繰り上げ、平成17年11月から平成18年3月の間、後備停止系駆動装置のモータ合計4基の交換及び反応度制御設備の分解点検を行った。 ( 3 ) 高温試験運転の評価等と安全性実証試験高温試験運転モードでの出力上昇試験における燃料温度、熱交換器の性能、出力係数等の研究課題に関する評価検討を進めた。文部科学省からの受託事業である「高温ガス炉固有の安全性の定量的実証」については、安全評価手法の高度化、高温ガス炉機器の健全性評価手法の高度化に係る研究を進めた。また、安全性実証試験について事前解析、試験計画書、試験手順書の策定を進めた。原子炉出力24MWからの制御棒引抜き試験、循環機停止試験及び循環機回転数低下試験を平成17年度に実施する計画であったが、原子炉スクラム等により、これらの試験は、平成18年度に延期となった。安全性実証試験の枠拡大の安全解析等を進めるとともに、原子炉設置変更許可申請の準備を進めた。
1． 2　機器の製作、工事等の状況
第２次燃料の製作は、平成17年3月末に完了し、現在メーカーにて保管している。また、施設定期自主検査期間中の平成17年10月から平成18年3月にかけて、既に製作済みの広領域中性子検出器１個を除く2個の検出器の製作を行った。
1． 3　所内及び所外の専門部会等での審議
文部科学省の公募事業である「高温ガス炉固有の安全性の定量的卖証」(平成14年度から実施)の計画、内容の妥当性等について審議するため、所外の専門家を中心にした「高温ガス炉安全性実証訣験検討専門部会」を平成18年3月9日に開催し、安全性実証試験の計画、安全性評価手法の高度化、高温ガス炉機器の健全性評価手法の高度化等に係る研究の進捗状況等について審議を行った。文部科学省の公募事業である「革新的高温ガス炉用燃料・黒鉛に関する技術開発」(平成16年度から実施）の計画、内容の妥当性等について審議するため、所外の専門家を中心にした「革新的高温ガス炉用燃料・黒鉛技術開発検討専門部会」を平成18年2月23日に開催し、ZrC被覆燃料の製造技術の開発及び照射試験・照射後試験、反応度投入事象での高温ガス炉燃料挙動評価を通じた限界性能の把握、黒鉛構造物の機械的特性の非破壞的評価技術開発等に係る研究の進捗状況等について審議を行った。また、所外の専門家を中心にした「第1回高温ガス炉システム研究委員会」を平成18年3月13日に東京で開催し、上記2つの専門部会の活動状況及び核熱利用研究開発の現状等について審議を行った。安全性実証試験の枠拡大について、所内の「HTTR安全性確認専門部会」において審議し、原子炉設置変更の内容が妥当であるとの結論を得、その結果を第216回原子炉等安全審査委員会に報告した。また、行政庁への事前説明を経て平成17年8月15日付け（17原研05第94号）で原子炉設置変更の申請を行った。行政庁での1次審査は、現地調査を含め4回のアドバイザリー会合を開催することで行われ、そこでのコメント等を反映して、平成18年1月25日付け（17原機(安)030)で申請書の本文及び添付書類の一部を補正したが、添付書類五の有資格者数などに誤りが認められたため、平成18年3月29日付け（17原機(安)033）で再度補正した。

2． 1 後備停止系駆動装置（R1-3）の不具合の原因と対策
(1)概要平成17年2月21日に後備停止系駆動装置（以下「RSS」という。）（第2.1-1、2.1-2図参照)の作動試験を行ったところ、R1·3RSSの正常動作を確認する位置表示灯が一時的に点灯しない事象が発生した。このことから、R1-3RSSモータの分解点検を行い、不具合の調査を行った。調査の結果、RSSモータ本体上部のオイルシールが変形し、ブレーキ部に混合物（ブレーキディスクの磨耗した粉とモータ本体上部に取付けられているサイクロ減速機のグリースの分離油）が付着していた。また、この混合物は、粘着力を生じており、これによってブレーキの解除を阻害して、モータの動作を妨げたものであることが分かった。 （第2.1-3図参照） ・なお、オイルシール変形の原因は、モータ組立時のオイルシールの組立不良によるものと推定された。本事象の詳細は、JAEA Technology  2006-030「HTTR後備停止系不具合の調査報告書」参BR。
(2)対策
対策に先立ち、R1-3RSS以外のRSSの健全性確認、プレーキ部に分離油が侵入したことを早期に検知すること及び混合物の粘箸特性を確認するため、分離油又は混合物とRSSモータの作動特性を確認した。確認の結果、RSSモータのプレーキ開放時間及びモータ起動電流継統時間を測定することにより、RSSの健全性が確認できること、分離油の早期検知が可能であり、且つRSSの性能が維持できなくなるまでには、数回のRSSモータの作動を要することが判った。なお、R1-3RSS以外の全てのRSSについて、プレーキ開放時間及びモータ起動竜流継続時間を測定することで、分離油及び混合物の侵入はなく、性能に問題のないことを確認した。本事象の対策として、R1-3RSSを含む他のRSSについては、以下の対策を行うこととした。 ○　R1-3RSSについては、当該モータを予備品のモータと交換する。 o全てのRSSモータを交換する間、 RSSの定期的な１回／月の作動試験においては、表示灯の点灯による作動の確認に加えて、管理基準値を定めてプレーキ開放時間およびモータ起動電流継続時間のの測定を行うことにより、RSSの機能が維持されていることを確認する。 ○　全てのモータを今後5年以内に交換する。不具合が発生した後備停止系義置に
2． 2　RSSモータの交換及び反応度制御設備の分解点検
( 1 )概要
平成17年11月から平成18年3月の間、R1-4RSS、R2-5RSS、R3-1RSS、R3-2RSS合計4基のRSSモータの交換及び反応度制御設備の分解点検を行った。反応度制御設備の点検は、平成14年度から毎年4基ずつ非分解点検を行っており、当初の予定では平成18年度から分解点検に移行することとしていたが、R1·3RSS不具合の水平展開であるRSSモータ交換に伴い平成17年度から分解点検を行うこととした。
2. 2. 1 RSSモータ交換
( 1 )概要
交換用のモータは、万が一オイルシールが変形してもブレーキ部に分離油が侵入しないような改良を行ったモータとした（第2.2-1図参照）。また、モータ交換前には、モータ本体、サイクロ減速機及びプレーキの外観検査を行い異常のないことを確認すると共に、プレーキ開放時間およびモ一夕起動電流継続時間を測定し、各々が管理基準値内であることを確認した。 R2-5RSSモータにおいては、事前に測定したプレーキ開放時間およびモータ起動電流雑統時間の測定結果から、運転手引きの管理基準は満足していたが、プレーキ部に分離油浸入の兆候が見られた為、同モータの詳細点検を行った。なお、他のRSSモータ3体については、作動試験時の測定結果が正常値で、かつ、オイルシールの変形及び分離油の浸入はなかつた。
( 2 )  R2-5RSSモータの詳細点検
モータの詳細点検を行ったところ、モータ本体上部のオイルシールの変形が認められた。また、モータ及びプレーキに分離油が浸入していることを確認したが、プレーキ部の固着は認められなかった。詳細点検結果から、R2-5RSSオイルシールの変形の状況はR1-3RSSと同様の事象と考えられる。また、RSS作動試験時の管理基準値及び管理方法について、R2-5RSSの詳細点検結果と他の3体の点検結果から異常の早期検知として有効であることを再確認した。
2． 2． 2　反応度制御設備の分解点検
( 1 )概要
本分解点検は、反応度制御設備の機能維持及び各部品の使用状況の確認のため、制御棒駆動装置及び後備停止系駆動装置について実施した。分解点検は、炉内からの取り出し、分解前の外観検査・電気試験・駆動試験、分解点検、組み立て、組み立て後の外観検査・電気試験・駆動試験、炉内への据付の流れで行った。制御棒駆動装置の分解点検では、駆動部（機械部品（歯車・ガスダンパ等）の外観点検、リミットスイッチ・モータ等の導通確認及び絶縁抵抗測定、各駆動部の動作確認、電気部品(ACサーボモータ・発竜型調速機構・サイクロ減速機・リミットスイッチ)の交換等を行い同駆動装置の健全性を確認した（図2.2-2参照）。後備停止系駆動装置の分解点検では、駆動部(機械部品(歯車・ボールねじ)の外観点検、リミットスイッチ・モータの導通確認及び絶縁抵抗測定、各駆動部の動作確認、竜気部品(リミットスイッチ・RSSモータ不具合の対策であるモータ)の交換を行い同駆動装置の健全性を確認した（図2.2-2参照）。
( 2 )分解点検結果
①機械部品である歯車・ガスダンパ・ボールねじ・リニアボールベアリング・サイクロ減速機等については、歯面の欠け、異常な磨耗、傷、異物の付着等の異常は認められなかった。また、手回し等でも異常な齧り等なくスムーズに動作した。 ②電気品であるACサーボモータ・発電型調速機構・三相誘導電動機（RSSモータ）について、電気的な異常は認められなかった。リミットスイッチのうち、スラックロープ荷重検出（荷重高）用に、接触抵抗の不安定なものがあった。駆動装置全体に黒色の粉末がみられ、この粉末がリミットスイッチの機能に影響を及ぼしたものと考えられる。また、黒色の粉末は、1次ヘリウム純化設備ガス循環機のピストンリング等の磨耗によって、磨耗粉がパージガスラインを通りスタンドパイプ内に送られ、駆動装置に付着したとものと考えられる。 ③本点検時の汚染状況については、駆動装置全体に黒色の粉末（リミットスイッチに付着していたものと同様のもの）が付着していたが、汚染は最大で約2Bq/cm²（巻き取りドラムとワイヤ部）であり、除染作業で表面を拭き取ることでバックグラウンド以下とすることができた。 ④各部品の清掃、交換対象部品の交換、組み立て後、外観点検・電気試験（絶縁抵抗・導通測定）・駆動試験を実施し、所定の性能を満足し、反応度制御設備（制御棒駆動装置及び後備停止系駆動装置）が健全であることを確認した。油切りカワー付法(材料: S45C)第2.2-1図 改良前後RSSモータ構造
2. 3 バリシール実証試験
1次／2次ヘリウム純化設備、1次／2次ヘリウム貯蔵供給設備等に設置されているガス循環機及びヘリウム移送圧縮機については、運転中に度々シールオイル漏れを起し、長期安定運転に支障をきたしている。このため、平成16年9月から工場試験機等により異物混入、オイル供給遮断、バリシールリップ部の変形、ピストンロッド表面粗さの不適正、バリシール摺動特性の不適正等の要因について調査を開始した。この中で、現状のポリウレタン製バリシールは摺動特性（材質不良）に問題のあることが判明したため、新たにテフロン系シール、テフロン系バリシール、テフロン系ステップシール、ゴム製Uパッキン等の候補材を選定し試験してきた。この結果、テフロン系バリシールが最もシール性を有していることが分かったが、実機に適用可能か判断するために、工場試験において起動・停止（30回）及び長時間運転（約1235hr）を加味した耐久性試験を行い、シールオイル漏れのないことを確認した。また、試験後の分解点検調査により、バリシールリップ部に異常な変形等が認められず、健全な状態であること及び残存寿命評価（リップ断面の摩耗量と限界摩耗量の関係）から工場試験機の運転条件では、メーカ性能担保期間（約6000hr）のシール性能維持を満足できることを確認した。こうした経緯を踏まえ、HTTRの実機へ適用する前に、シールオイル漏れが多発したガス圧縮機(圧力×ピストン摺動速度が高い）を用いた実証試験を下記のとおり実施した。
(1)試験目的
HTTRの長期安定運転におけるガス循環機等の耐圧バウンダリ構成部位の信頼性を向上することを目的として、運転状態を模擬した実機運転条件において、シールオイル漏れの主原因であるバリシールの変形やシールオイル漏れの有無を確認する。
(2)対象ガス圧縮機
シールオイル漏れの頻度が多い、下記設備のガス圧縮機を試験対象とした。 i .  1次ヘリウム純化設備ガス循環機B号機（機器番号：161B1B） ii .  2次ヘリウム貯蔵供給設備ヘリウム移送圧縮機（機器番号：164COM1B） ( 3 )試験計画以下の条件で、バリシール実証試験を計画した。 i .運転時間：約250時間（起動、停止期間を含む） ü.試験圧力：約0.2～3.6MPa iii.起動停止回数 :  2回iv.系統状態：各系統内で実施v.試験方法:第2.3-1図「バリシール実証試験条件及び工程」参照(4)試験実績及び結果試験実績及び結果を第2.3-2図に示す。 i .試験期間ï .運転時間:平成17年12月21日～平成18年1月13日（合計11日間） ：約220時間ii.試験圧力:約3.4～3.6MPa (161B1B)、0.1～3.65MPa (164COM1B) : 漏れなし(161B1B)、約1cc (164COM1B−1/4段:停止時) iv.漏れ量
(５)分解点検結果
バリシール実証試験後の分解点検状況を第2.3-3図に示す。 i .外部漏れ状況   : 漏れなし(161B1B)、約1cc (164COM1B−1/4段) ii.内部漏れ状況 : 漏れなし(161B1B)、漏れなし(164COM1B) iii. 目視確認:シールオイル漏れの主原因となるバリシールの変形等はなかった。 ( 6 )評価結果以下の評価結果により、実機条件においてテフロン系バリシールは実用上問題ないと判断した。 i .漏れ量は、目標としていた許容リーク率(0.04〜0.21cc/h)以下であった。 ii .メーカの工場試験後の分解点検結果と類似しており、シールオイル漏れの主原因となるパリシールの変形・変色はなかった。 iii.バリシールの断面形状を確認した結果、リップ部の摩耗量は極微量であり、残存寿命評価ができる量ではなかった。 iv. 164COM1Bの停止中に発生した極微量の漏れ原因は、バリシールのリップ部に生じた傷と推定した。但し、運転再開時も含め運転中に漏れていないことから、ダイナミックシール機能は正常であったと推定した。
(7)今後の交換計画
平成20年（予定）に実施する連続50日運転を鑑み、下記計画で新規バリシールを組込み、 HTTRの長期安定運転におけるガス循環機等の耐圧バウンダリ構成部位の信頼性を向上させる。 i .平成18年定期検査時の新規バリシールの組込みは、原則として各系統の片号機のみとする。但し、1次ヘリウム純化設備ガス循環機に関しては、耐久性及び残存寿命評価等を実施する目的のため、両号機とも組込む。 ii.平成19年定期検査時において、1次ヘリウム純化設備ガス循環機に関して、長期運転後の分解点検を実施し、再度、断面形状確認や残存寿命評価等を行い、耐久性に問題ないか確認する。
注記   :気体廃棄物廃棄施設の圧縮機に関しては、シールオイル漏れがないため、新規バリシールは組込まない。
パリシール実証試験条件及び工程（1/2）第2.3-1図
英証試験時の目標値o英運転時のシールオイル福札時期:バリシール実証試験条件及び工程(2/2)第2.3-1図(2/4) ール実証試験2.3-2 [後ール実証試験結果(164COM1B)時
2． 4　広領域中性子検出器CH-Iの動作不良の原因調査と対策
(1)経緯
平成17年9月11日に落雷による商用電源喪失により原子炉が自動停止した。原子炉再起動に向けて準備を進めていたところ、9月14日に「中性子検出器動作不能」警報が発報した。主盤の広領域中性子束指示計CH-Iを確認したところ1cps以下を示していた(第2.4-1、2.4-2図参照)。なお、9月16日午後7時31分頃に「中性子検出器動作不能」警報が復旧し、広領域中性子束指示計CH-Iは原子炉停止時の通常値である約20cpsを示した。 (第2.4-3図参照)調査の結果、「中性子検出器動作不能」警報の発報時は、検出器の高圧電源ケープルの静電容量が検出器電極相当分低下し、検出器の電極間電流*が計測されていなかったことが判明した。このことから動作不能の原因は、広領域中性子検出器CH-Iの高圧電源ケープル接続部の接触不良による単体故障であると判断した。 (第2.4-4図参照) ＊：検出器内部の電板にssuが途布されており、α崩壊による電流、及び使用中のFP.が蓄積されること等によるβ線、 y線による鑑流との合計をいう。
(2)接触不良の要因調査
接触不良の要因を特定する為、検出器の内部構造において強度的に弱い部位を調査した。その結果、MI ケープル端子とリード線及び検出器エレメント端子とリード線を溶接で接続している箇所（第2.4·4図参照）の強度が最も弱く、当該検出器製作時のアーク溶接方法では、溶接部のリード線径が細る傾向があることが判った。また、アーク溶接とDC溶接の方法によって強度に違いがあり、DC溶接では、溶接部のリード線径が細りは見られず、溶接部の強度は、母材の強度と同程度の値であることが判った。
( 3 )対策
○平成18年度に広領域中性子検出器3個全てを交換する。 ○交換する検出器は、リード線の溶接方法を限定して溶接作業行い、溶接作業後に溶接部の外親確認を行い、品質管理を強化する。なお、既に製作した予備品の検出器は、DC溶接方法によって溶接されていることを確認した。中性子検出器動作不能」時のデ」復帰時のデ中性子検出器動作不能」第2.4-3図2.  5 .サンプリング設備の整備2. 5. 1 圧縮機の分解点検１次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(B)及び2次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(B)について分解点検を実施した。今回の点検では、通常実施するピストン部及びロッドシール部の分解に加えて、クランク部の分解を実施し、クランク軸、連接棒、クランクピン及び軸受等の構成部品の磨耗状態を確認することにした。 1次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(B)の分解点検の結果、ピストン構成部品であるピストシリング及びライダーリングに、機能を害する磨耗等が発生していないことを確認した。ピストンロッドの上部オイルシール摺動部に縦傷が確認され、現場での手直しの結果、ほぼ元の状態に修復できたことから、今回は再使用することにした。なお、バリシール摺動部にも縦傷が確認されたが、オイルシール摺動部と比較すると軽微であった。また、ロッドシール部のシールオイル漏れを抑制するために、材質を変更したバリシールを組み込み（第2.5-1図、第2.5-2図参照）、分解点検後の作動試験により、シールオイル漏れのないことを確認したが、さらに今後の運転で検証していくこととした。 2次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(B)の分解点検の結果をピストジ構成部品であるピストンリング及びライダーリングに、機能を害する磨耗等が発生していないことを確認した。ピストンロッドのバリシール摺動部に前回の分解点検時と同程度の縦傷が確認され、上部オイルシール摺動部に磨耗が確認されたため、ピストンロッドを予備品と交換した。また、1次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(B)と同様に、ロッドシール部に、材質を変更したバリシールを組み込み、分解点検後の作動試験により、シールオイル漏れのないことを確認したが、さらに今後の運転で検証していくこととした。また、1次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(A)及び2次ヘリウムサンプリング設備の圧縮機(A)の電動機については軸受を交換し、組立後の作動試験により健全性を確認した。分解点検終了後に、分解点検の対象外であった圧縮機も含めた4台について、作動試験を実施し、規定の性能が確保されていることを確認した。
2. 5. 2 データ収録処理システムの更新
HTTRでは、試料採取設備（１次ヘリウムサンプリング設備及び２次ヘリウムサンプリング設備）に、３台のGC/MS（ガスクロマトグラフ質量分析計）を設置し、１次冷却設備と１次へリウム純化設備から採取した１次冷却材及び２次へリウム冷却設備と２次へリウム純化設備から採取した２次冷却材の化学的不純物濃度の測定を行っている。GC/MSの測定データは、データ収録処理システムを構成する２台のデータ収録制御用計算機に送信されて、収録処理されるとともに、現場制御盤を介して上位のプラント制御装置に転送されている。これらのシステムは、原子炉運転中、規定の測定感度を維持しながら、安定して稼動することが要求されている、重要な測定系の一つである。しかしながら、設置時から使用しているデータ収録制御用計算機は、PC9801互換機であった。また、データ収録制御用計算機のソフトウェアは、PC9801アーキテクチャ(Windows95)対応のソフトウェアであった。そのため、DOS/V機に移行した近年、PC9801に関する部品供給の保証が得られず、システムにハードウェア上の故障が発生した場合、システムの運用が困難となることが予見された。そこで、計算機本体、付帯機器及びソフトウェアを含めたシステムを、 DOS/V機に対応したシステムに更新し、GC/MSのデータ収録処理システムの信頼性を確保した。なお、ソフトウェアの更新は、基本的に既存のGC/MSのデータ収録処理システムを更新するものであったが、この機会に、計算機の性能向上に対応し、収録データの保全性を高めるとともに、データ処理機能の拡充を図った。特に、測定感度の経時変化が避けられず、定期的なメンテナンスが要求されるGC/MS本体の状態監視機能を強化し、GC/MSの保守管理の信頼性を高めた。また、アプリケーションプログラムは基本的にモジュール構成とし、運用後のメンテナンス性を向上させた。なお、本更新時のGC/MS・計装系統は、これまでデータ収録制御用計算機2台が設置されていたH-124室にプロトコル変換器を設置するとともに、データ収録制御用計算機を１台に集約し、中央制御室に設置することにより、業務の集約化と効率化を図った。併せて、資産を有効活用するために、本システムのデータ収録制御用計算機の設置場所である中央制御室において、本計算機を用いて、原子炉格納容器全体漏えい率試験に関するデータ収録処理システムの遠隔監視と操作ができる機能を追加し、試験の効率化を図った。
2． 5． 3　液体窒素トラップの改造
2 次ヘリウムサンプリング設備の液体窒素トラップは液体窒素レベルを一定範囲に保つよう自動制御されているが、液体窒素トラップの容量が少ないため、液体窒素トラップへの液体窒素の供給頻度を増加させている。その結果、供給の都度発生する蒸発ロスが多くなり、使用効率の低下を来たしているので、液体窒素トラップ容量を増やし、液体窒素の使用効率を上げるための改造を実施した。 (第2.5-3図参照) 2年6月原子炉建家機材搬出入開口部ハッチの更新HTTRでは定検作業中、管理区域内に設置されている設備のメンデナンスや各種検査において、作業に必要な足場材、大型検査機材等の重量物を、地階の管理区域内へ搬入し、作業終了後に搬出する作業が発生する。本作業は、その都度、機材搬出入開口部のハッチを開放し、建家附属のホイスト式クレーン(5t)を使用して実施している。更新前の機材搬出入開口部ハッチは、裏面に耐火被覆材として「石綿ケイ酸カルシウム板」が貼り付けられた、複数枚の長尺床用鋼板を並べた構造となっていた。従って、クレーンを用いたハッチの開閉操作は、床用鋼板が重量物であること、またクレーンの移動がその構造上一方向に限定されていることなどから容易でなく、相当量の作業となっていた。さらに本作業は、角を持つ床用鋼板の取扱いによる作業員の負傷、開放作業中の作業員の転落事故の危険性がある作業として、これまで相応の注意を払って実施してきた。そこで、搬出入作業の格段の効率化を図るとともに、従事する作業員の安全を確実なものとするために、ハッチが手動で容易に開閉でき、またハッチの開放操作により転落事故を防ぐ安全柵が自動的に構築される、安全柵一体型ハッチに更新する整備を実施した。また整備の中で、耐火被覆材として使用されていた「石綿ケイ酸カルシウム板」の撤去作業を、所轄監督署の指導を受けて実施した。なお、更新されたハッチは、所定の耐火時間を有する「セラミックファイバ一系耐火被覆材」を、ハッチ内部に収納した構造となっている。 3. HTTRの運転・保守
原子炉の運転管理
3. 1
平成17年度は、RS-7（定格／単独）の運転を実施した。 RS-7では施設定期検査（第3回）として、原子炉出力30kWにおける制御棒反応度価値測定を実施後、原子炉出力30MW（100%）へ向けて出力上昇を開始したが、原子炉出力が約92%に到達した時点で、落雷による商用電源喪失が発生し、原子炉が自動停止した。なお、HTTRの累積運転時間及び累積積算出力は、平成18年3月末時点で、9916時間12分及び6923.52MWDである。運転実績の詳細を第3.1-1表に示す。

3. 2 保守管理
HTTRの安全を確保し、安定な供用運転を維持するため、HTTR本体施設及び特定施設に係る保守業務を実施した。
（1）施設定期検査
平成16年度の原子炉施設の施設定期検査（第3回）は平成18年3月29日付で変更申請を実施した。検査は、平成16年8月18日から平成16年3月4日の期間で8回に分けて受検する予定であったが、平成17年9月11日原子炉出力100%直前で原子炉が自動停止したため、平成16年度施設定期検査（第3回）を、平成18年3月末時点で継続して実施している。そのため、施設定期検査受検から1年を経過する恐れがあるものについては、再度検査を受検している。HTTR施設定期検査項目及び立会区分を第3.2-1表に示す。第1回：平成16年8月18日第2回：平成16年9月21日及び22日第3回：平成16年12月7日第4回:平成16年1月17日、18日及び19日第5回 :平成17年2月3日第6回：平成17年2月10日第7回：平成17年2月18日第8回：平成17年7月29日第9回：平成17年8月9日第10回：平成17年8月26日第11回：平成17年8月31日第12回：平成17年11月9日
( 2 )施設定期自主検査等
保安規定（核燃料物質使用施設等）に基づく施設定期自主検査等を平成17年7月8日から平成18年3月23日の期間で実施した。また、HTTR本体施設及び特定施設の点検整備を行うとともに、所定の検査を行い、性能が維持されていることを確認した。原子炉施設については、平成16年度より継続して実施している。本体施設等の施設定期自主検査等の検査項目を第3.2-2表〜第3.2-5表に示す。
( 3 )修理及び改造
平成17年度においては、設計及び工事の方法の認可申請等を伴う修理及び改造はなかった。

4．安全性実証試験の主な成果
4. 1 概要
安全性実証試験は、高温ガス炉の「固有の安全性」を実証する目的で、HTTRを用いて異常状態を模擬した試験を行うものである。試験は平成14年度から開始し、これまでに制御棒引抜き試験、循環機回転数低下試験及び循環機停止試験を実施してきた。平成17年度は、第4.1-1表に示す試験の実施を計画した。表中の試験Iは、平成16年度に計画していたが、後備停止系(RSS)の不具合の原因調査等のため実施できなかったものである。以下に試験計画の概要を述べるが、表中の試験Iの試験計画については2004年度の報告書題に記載されているので、ここでは説明を省略し、試験IIの試験計画の内容を述べる。なお、平成17年度に計画した試験については、平成17年9月11日に発生した落雷に伴う停竜により原子炉が自動停止した後に、広領域中性子検出器の動作不能が発生し、その交換作業等が必要となったことから年度内に試験を実施することはできなかった。本章の内容は、文部科学省からの受託事業「高温ガス炉固有の安全性の定量的実証」の成果である。

4． 2 平成17年度の試験計画
（１）制御棒引抜き試験制御棒引抜き試験は、原子炉出力制御系を切り離し、炉心中央位置の制御棒（C制御棒）を引抜くことにより反応度投入事象を模擬する試験である。この試験により、原子炉出力制御系が作動しなくても、炉心の負の反応度フィードバック特性のみにより原子炉出力の急激な上昇が抑制され、原子炉が安定に所定の状態に落ち着き、この間、冷却材温度、炉内構造物温度等の変化が緩慢であることを実証する。試験では、炉心の全制御棒16対のうち最外周にあるR-3制御棒3対を全引抜きし、残りの制御棒13対の制御棒位置を揃えた状態で、炉心中心に挿入されているC制御棒1対のみを引抜き、反応度を添加する（第4.2-1図参照）。試験は、定格・単独運転モード、原子炉初期出力30%で実施し、制御棒の引抜き速度は高速（約5mm/sec）と低速（約1mm/sec）、制御棒引抜き速度は20mm、30mm、40mmとする。試験を計画するにあたり、試験時の原子炉及びプラントの挙動を動特性解析コードにより解析した。試験時の原子炉出力の変化についての解析結果を第4.2-2図に示す。今回の試験は、炉心の燃焼日数275日の時点で実施するものであり、燃焼日数110日の時点で実施した試験結果と比較することにより、制御棒引抜き時の原子炉動特性に対する炉心燃焼の影響の有無を確認する。
（２）循環機回転数低下試験
循環機回転数低下試験は、原子炉制御設備を作動させた状態で、１次冷却材流量制御系を用いて1次冷却材流量を 2%低下させ、炉心冷却材流量の部分喪失を生じさせる（第 4.2-3図参照)。このとき、炉心の負の反応度フィードバック特性及び制御系の動作によって、原子炉は安定に所定の状態に落ち着くことを実証する。試験は定格・単独運転モード、原子炉初期出力100%の状態から実施し、１次冷却材流量を低下させた後は、約４時間状態を保持する。  ・ 1次冷却材流量を 2%低下させた場合の原子炉出力の挙動について、動特性解析コードにより解析した結果を第4.2-4図に示す。 1次冷却材流量を低下させると炉心温度が上昇し、炉心の負の反応度フィードバック特性により原子炉出力は約0.5%低下するが、原子炉出力制御系の制御動作により制御棒が引抜かれ、原子炉出力は元の出力（約100%）に整定する。
( 3 )循環機停止試験
循環機停止試験は、原子炉出力制御系を切り離し、１次ヘリウム循環機３台のうち１台ないし2台を停止し、炉心冷却材流量を減少させる（第4.2-5図参照）。この試験により、原子炉停止系が通常の流量設定値で作動しない場合でも、炉心の負の反応度フィードバック特性により原子炉出力が低下し、原子炉が安定に所定の状態に落ち着き、この間、冷却材温度、炉内構造物温度等の変化が緩慢であることを実証する。試験は、定格・単独運転モード、原子炉初期出力100%及び30%の状態で実施する。循環機停止後は、約4時間状態を保持した後、手動スクラムにより原子炉を停止させる。原子炉初期出力30%で実施する試験は、制御棒引抜き試験の場合と同様に、燃焼日数110日の時点で実施した試験結果と比較することにより、１次冷却材流量低下時の原子炉動特性に対する炉心燃焼の影響の有無を確認するためのものである。原子炉出力100%からの循環機1台及び2台停止試験を実施した場合の原子炉出力の挙動について、動特性解析コードにより解析した結果を第4.2-6図に示す。循環機を停止させると１次冷却材流量が減少して除熱能力が低下するので、炉心温度が上昇し負の反応度フィードバック特性により原子炉出力は自然と低下してある値に整定する。原子炉出力の整定値は、痛環機を１台停止させた場合は約74%、2台を停止させた場合は約40%である。
4． 3　安全性実証試験枠拡大に向けた準備
平成 14 年度より、読験を実施している安全性実証試験項目に加え、定常連転状態から1次ヘリウム循環機を３台全て停止して炉心の冷却材流量を爽失させる試験(循環機３台停止試験)、及び１次ヘリウム循環機３台の停止と同時に炉容器冷却設備を停止させる試験（炉容器冷却設備停止試験）の実施を計画している。これらの試験の実施に向けて原子炉施設の設置許可の変更申請を行い、行政庁の安全審査（1次審査）に対応した。
( 1 ) 循環機3台停止試験の概要
循環機3台停止試験では、原子炉出力制御系を切離し、1次ヘリウム循環機を3台停止して強制循環冷却機能の全喪失を生じさせる。この試験により、原子炉停止系が通常の流量設定値で作動しない場合でも、負の反応度フィードバック特性により原子炉出力が低下し、原子炉が安定に所定の状態に落着き、この間、燃料温度の変化が緩慢であることを実証する。また、これに伴う燃料温度及び減速材温度の低下、並びにXe濃度の低下により正の反応度添加が生じ、一時的に原子炉出力が上昇（再臨界）しても、負の反応度フィードバック特性により原子炉出力は直ちに低下することを実証する。さらに、これらの状況において、原子炉が安定に所定の状態に落着き、この間、燃料温度の変化が緩慢であることを実証する。試験中、原子炉出力、温度、圧力等が通常運転（原子炉出力30MWで、原子炉出口冷却材温度が950℃となる運転）時の運転条件を超えない範囲であることを示すため、試験時の原子炉の挙動を動特性解析コードTAC/BLOOST￼コードにより解析した。原子炉出力30MWからの循環機3台停止試験の原子炉の挙動について、TAC/BLOOSTコードにより解析した結果を第4.3-1図から第4.3-3図に示す。循環機3台が停止すると1次冷却材の強制循環が喪失し、1次裕却材流量の低下に伴って原子炉出力は低下する。試験開始前(原子炉出力30MW)の燃料最高温度は1420℃であり、循環機停止直後、約1475℃まで上昇するが燃料温度の制限値1495℃を超えることはない。その後、炉内温度と均一になるまで低下した後は徐々に上昇し、試験開始から17時間（予め定められた試験継続時間）で約1365℃まで上昇する。 1次冷却材の強制循環が喪失することにより、炉心から原子炉圧力容器への熱移動量が増加するが、原子炉圧力容器温度は約411℃までの上昇に留まり、原子炉圧力容器の最高使用温度440℃を超えることはない。試験中、制御棒は試験開始時の位置に保持されるので、原子炉出力は燃料と減速材の温度変化による反応度及びXe濃度変化による反応度の合計で決まる。第4.3-3図に示すように、各々の反応度変化を加算した全反応度は、試験開始から負の値となり、約8時間で最小値に至り、その後はXeの崩壊に従って徐々に増加する。
（２）炉容器冷却設備停止試験の概要
炉容器冷却設備停止試験では、原子炉出力制御系を切離し、１次ヘリウム循環機を３台停止して強制循環冷却機能の全奨失を生じさせるとともに炉容器冷却設備を停止させ、原子炉圧力容器表面からの熱を強制的に除去する機能を部分喪失又は全喪失させる。この試験により、原子炉停止系が通常の流量設定値で作動しない場合に重ねて炉容器冷却設備による冷却機能が部分襲失又は全喪失した場合でも、負の反応度フィードバック特性により原子炉出力が低下し、原子炉が安定に所定の状態に落着き、この間、燃料温度の変化が緩慢であることを実証する。また、これに伴う燃料温度及び減速材温度の低下、並びに Xe濃度の低下により正の反応度添加が生じ、一時的に原子炉出力が上昇（再臨界）しても、負の反応度フィードバック特性により原子炉出力は直ちに低下することを実証する。さらに、これらの状況において、原子炉が安定に所定の状態に落着き、この間、燃料温度の変化が緩慢であることを実証する。原子炉出力9MWからの炉容器冷却設備停止試験の原子炉出力及び燃料最高温度の挙動について、TAC/BLOOSTコードにより解析した結果を第4.3-4図及び第4.3-5図に示す。炉容器冷却設備停止試験では循環機3台を停止させるので、原子炉の挙動は循環機3台停止試験時とほぼ同様となる。図に示すように原子炉出力は、1次冷却材流量の低下に伴って低下し、燃料最高温度は、初期値446℃から約551℃まで上昇するが、燃料温度の制限値1495℃を超えることはない。原子炉圧力容器温度は、第4.3-5図に示すように初期値173℃から約186℃まで上昇するが、原子炉圧力容器温度の最高使用温度440℃を超えることはない。 1次冷却材圧力は、初期値29kg/cm²を上回らない。循環機の停止と同時に炉容器冷却設備の2系統を停止させるので、原子炉圧力容器温度の上昇に伴い、周囲の１次側部遊へい体温度は、試験開始から7時間（予め定められた試験継続時間）で約64℃まで上昇するが、制限値65℃を超えることはない。
（３）試験中の異常事象に対する評価
循環機3台停止試験及び炉容器冷却設備停止試験では、1次冷却材の強制循環を喪失させるので、冷却材の流れに関係する「１次加圧水冷却器ヘリウム流量低」及び「炉心差圧低」の原子炉スクラム信号が試験中に発信しないように、タイマーにより発信動作を遅延させる設計としている。また、他の安全性実証試験と同様に、原子炉出力30MWで原子炉出口冷却材温度が850℃となる定格運転モードを初期状態として、試験中に原子炉出力30MWで原子炉出口冷却材温度が950℃となる高温試験運転モードの運転条件を超えないように試験を実施するように定められている圏ので、「原子炉出口冷却材温度高」原子炉スクラム信号の設定値を変更する設計としている。 (設定値869℃を967℃に変更する)循環機3台停止試験時に想定される異常事象の選定については、前述の設備設計の内容を考慮し、既に許可を得ている１次系流量低下試験及び制御棒引抜き試験時の異常事象の選定④と同様に、下記の2つの観点から検討を実施した。 ①　原子炉スクラム信号の動作遅延若しくは設定値変更に起因するもの②　循環機3台停止試験時の運転条件が、通常運転の運転条件と異なることに起因するもの検討の結果、①の観点からは「動作遅延させた原子炉スクラム信号の動作」の事象が、②の親点からは運転時の異常な過渡変化については「補助冷却設備の誤起動」、事故については「１次冷却設備二重管内管破損事故」の事象が選定された。これらの事象については、HTTR建設時の設置許可申請における安全評価で実施したのと同様に、保守的な条件の下で安全解析を実施した。その結果、試験時に想定される異常事象の解析結果は、HTTR建設時の安全評価の代表事象の解析結果を上回らないことを示し、申請書に記載する代表事象を変更する必要がないことを確認した。 (1) 高温工学試験研究炉部: “HTTR (高温工学試験研究炉)の試験・運転と技術開発 (2004年度)”, JAEA-Review 2006-008 (2006). (2)高松他: “TAC/BLOOSTコードの検証 (受託研究)”, JAERI·Data/Code 2005·003 (2005). (3)原子炉施設設置変更許可申請書[HTTR（高温工学試験研究炉）原子炉施設の設置] ，平成元年（平成２年一部補正） (4)国富他: “高温工学試験研究炉（HTTR）の安全性実証試験計画および試験時の安全評価”, JAERI-M 90-070 (1990).同様平成17年度において実施された主な放射線作業は、原子炉の定検運転、施設定期自主検査及び反応度制御設備等の分解点検作業等である。この期間、管理区域内及び放出放射性物質の定期的な放射線モニタリングを実施したほか、上記の放射線作業については、随時、放射線モニタリングを実施して放射線管理を行った。 RS-7（施設定検運転：30MW 定格・単独運転）が実施されたが、落雷による商用電源喪失のため原子炉出力28MWにて自動停止した。運転中及びスクラム停止後の放射線モニタリング結果は異常なかった。 （2）施設定期自主検査作業中の管理1次冷却設備、気体廃棄物処理設備等の施設定期自主検査作業が実施された。特に１次冷却系統に関連する設備等の開放作業時には、局所排気装置による換気を行いながらグリーンハウス内で作業を実施した。なお本作業における作業者の被ぼくはなかった。反応度制御設備等の分解点検作業が実施されたが、放射線管理上特に問題はなかった。平成17年度における放射線業務従事者の被ばく結果について第5.2·1表に示す。平成17年度は、職員等及び請負業者合わせて0.1mSvを超える被ぼくはなく、放射線業務従事者に係る線量限度を十分下回っていた。また、内部被ばくについては、定期確認検査（四半期ごとに全身計測、3H）を実施した結果、全て検出下限値未満で異常な被ばくはなかった。 HTTR排気筒から放出した放射性気体廃棄物及びHTTRの廃液貯槽から一般排水溝へ放出した放射性液体廃棄物は、放出管理目標値に比べて十分低い価であり異常な放出はなかった。 (1)排気中の放射性應埃及び放射性ガスの管理HTTR排気筒から放出された放射性ダスト及び放射性ガスの測定結果を第5.3·1表に示す。放射性ダスト及び放射性ガスの最大濃度及び年間放出量は全て検出下限値未満であった。 HTTRの放射性廃液貯槽から放出された放射性廃液の最大濃度及び年間放出量を第5.3-2表に示す。3Hのみが検出され、それ以外の核種は、年間を通して全て検出下限濃度未満であった。3Hの最大濃度は、2.2×10¹ Bq/cm³、年間放出量は、1.6×10 8 Bq/年であった。³Hの年間放出量は、大洗研究開発センターの放出管理目標値に比べて十分低い値であった。
外来研究員等:外来研究員、共同利用研究者をいう。
6.技術開発高温ガス炉（High Temperature Gas-cooled Reactor : HTGR）は700℃～950℃の高温のヘリウムガスを原子炉から取り出すことにより発竜以外の核熱の幅広い利用が可能である。現在、高温のヘリウムガスを利用した水素製造やガスタービン発電を目的にした実用型高温ガス炉の研究が進められている1.2.実用型高温ガス炉の開発では高温ガス炉の特徴のひとつである高い固有安全性に重点を置いており、炉心は燃料集合体を円環状に配置した環状炉心を構成することにより固有安全性を向上させている345°。環状炉心は、炉心中心部に燃料がないため燃料温度を抑えることができ、さらに、燃料領域の体積に対する表面積の割合が大きくなることにより受動的な安全設備である炉容器冷却設備による除熱を効果的にすることができる。このため、冷却材喪失事故（減圧事故）時において受動的安全設備のみで安全性を確保することが可能になる点で、環状炉心の採用は実用型高温ガス炉の安全設計にとって有利である。環状炉心は上記のような優位な点があるが、実際に環状炉心が構成された例は少ない。高温工学試験研究炉（HTTR）の臨界試験において、環状炉心を一時的に構成し、最小臨界カラム教等の核特性値の測定を実施した♭。拡散計算法による解析の結果では、環状炉心の過剰反応度の解析値と実験値の差異が約3～4%Δk/kあり、他の原子炉や臨界実験装置による両者の差異に比べて大きくなった? 。拡散計算法に比べ計算時間は膨大になるが、計算上の近似が少なくより正確な解析が可能なモンテカルロコードを用いた過剰反応度の解析結果89,10は環状炉心及び中実炉心共に1%Δk/kの範囲で実験債と一致していることから、拡散計算法による解析は環状炉心の過剰反応度を過大評価する特定の原因があると考えられる。そこで、環状炉心の拡散計算モデルに関するパラメータサーベイを実施し、過剰反応度の計算精度向上の方法について検討した。過剰反応度への効果を検討するパラメータとして、少数群定数のエネルギー群数、核データライブラリ、格子計算の共鳴吸収計算オプション、拡散保教計算オプション、燃料体格子モデルの黒鉛領城メッシュ詳細化、炉心拡散計算モデルのメッシュ効果及び炉心計算モデルの反応度調整材の領域分離効果を選定した。これらのパラメータサーベイは環状炉心と中実炉心それぞれについて行い、環状炉心体系において特異な傾向又は特に影響の大きい効果がないかを検討した。また、これらの結果を基に修正した計算モデルの計算値を実験値と比較し、モデル修正の効果について検討した。なお、本研究は武蔵工業大学との協力研究として行われたものである11)。今回の環状炉心に関するパラメータの比較に使用した計算コードは、多くの計算オプションを有し様々なタイプの炉心解析により柔軟に対応できる汎用核計算コードシステムSRACである12。衝突確率法モジュールPLJの2次元格子計算により燃料体、制御棒案内プロック等について少数群定数セットを作成し、3次元拡散計算モジュールCITATIONの炉心計算によりPIJで作成した少数群定数セットを用いて炉心の実効増倍率を算出した。パラメータサーベイ計算を行う際の基準となる計算モデルについて以下に示す。基準モデルの2次元格子計算（PIJ）は、六角集合体を基本格子として燃料体を含む各プロックのモデルを作成した。第6.1-1表に基準モデルの2次元格子計算のパラメータを示す。基準モデルの3次元拡散計算（CITATION）は固定反射体を含む全炉心を対象として３次元三角柱格子によりモデル化を行った。第6.1-2表に基準モデルの3次元拡散計算のパラメータを示す。第6.1-1図に3次元拡散計算の炉心モデル図を示す。炉心モデルのメッシュ構造は1プロックあたり水平方向6メッシュ、軸方向14メッシュを基本としており、軸方向に燃料領域と燃料・反応度調整材領域を区別することにより軸方向の反応度調整材の非均質性をモデル化した。少数群定数のエネルギー群数、核データライブラリ、格子計算の共鳴吸収計算オプション、拡散保数計算オプション、燃料体格子モデルの黒鉛領域メッシュ詳細化、炉心拡散計算モデルのメッシュ効果及び炉心計算モデルの反応度調整材の領域分離効果のパラメータサーベイ結果、最もよいと判断したパラメータの組み合わせを第6.1·3表に示す。この組み合わせによる過剰反応度計算の結果、基準としたモデルに比べ、環状炉心では1.26%Δk/k、中実炉心では1.91%Δk/k の過剰反応度への効果があった。実験値との差は環状炉心で+2.9%Δk/kから1.6%Δk/kに、中実炉心で-0.1%Δk/kから-2.0%Δk/kとなり、修正後の環状炉心の実験値との差は低減されたが、中実炉心では修正前よりも実験値との差が大きくなる結果となった。中実炉心で実験値との差がより大きくなった原因は拡散計算オプションにおいてBenoistモデル非等方拡散係数の過剰反応度を低下させる効果が他のパラメータの効果より著しく大きいためである。環状炉心では過剰反応度に大きな影響を与えるパラメータとしてBenoistモデル非等方拡散係数以外に炉心計算モデルのメッシュ詳細化及び燃料体格子モデルの黒鉛領域メッシュ詳細化があり、中実炉心の場合よりこれらのメッシュ設定により注意を払う必要がある。環状炉心で実験値との差が低減された原因は主にこれら3つのパラメータにより過剰反応度を低下させる方向に働いたためである。各パラメータの効果を整理したものを第6.1-2図に示す。各パラメータに対する環状炉心と中実炉心の効果を比較すると以下のようにまとめられる。 (a)燃料体格子モデルの黒鉛領域メッシュ詳細化については、過剰反応度を減少させる方向に働き、環状炉心の方がその影響が大きい（·1.1%Δk/k）。このことは燃料体の格子計算の影響は中実炉心よりも探状炉心の方が大きいことを意味する。一方、格子計算は燃料体が無限配列されている条仲で行われているため、群定数に環状炉心特有の燃料体周辺部の黒鉛の影響は考慮することができない。よって、燃料体の２次元格子計算における不規則配列の影響を考慮した群定数改良により環状炉心の過剰反応度の計算誤差の改善が期待される。 (b)少数群定数のエネルギー群数、核データライプラリ、共鳴吸収計算オプション及び炉心計算モデルの反応度調整材の領域分離効果については、環状炉心と中実炉心共に±0.5%Δk/k以内であり、効果の大きさは同等程度である。 (c) 拡散保数の算出オプションについては、Benoistモデル非等方の拡散保数を使用する場合、過剰反応度を大きく減少させる方向に働き、環状炉心と中実炉心への影響はともに同じ程度である（一1.7%Δk/k)。Benoistモデル非等方の拡散保数の効果は環状炉心特有の効果ではなく、中実炉心の過剰反応度の実験値との差が大きくなった原因はBenoist非等方モデルによるところが大きい。 VHTRCにおけるパルス中性子実験においても見られた中性子ストリーミングの過大評価が今後の課題として残される。 (d)炉心拡散計算モデルのメッシュ詳細化については、中実炉心と環状炉心ともに過剰反応度を増加させる方向に働く。ただし、その影響は中実炉心では過剰反応度の違いが0.3%Δk/k程度と小さいが、環状炉心では約1.0%Δk/kと大きい。今回対象とした炉心配置で過剰反応度がメッシュ詳細化に依存しない値を得るためには、メッシュ間距離を10 cm以下にしなければならないことが明らかになった。中実炉心をもつ高温ガス炉では輸送平均自由行程に比べてメッシュ間距離をかなり大きくして解析しても妥当な結果が得られるが、環状炉心ではメッシュ分割の設定に注意を払う必要があることがわかった。 1) Generation IV International Form, A Technology Roadmap for Generation IV Nuclear Energy Systems, GIF-002-00, (2002). 2)国富一彦,片西昌司,高田昌二,他, “高温ガス炉ガスタービン発電システム（GTHTR300）の設計研究,”原子力和文論文誌, 1[4], 352 (2002). 3)中田哲夫,片西昌司,高田昌二,他, “高温ガス炉ガスタービン発電システム（GTHTR300）の核熱流動設計,”原子力和文論文誌, 2[4], 478 (2003). 4) R.F. Turner, A.M. Baxter, et al., "Annular core for the modular high temperature gas cooled reactor (MHTGR)," Nucl. Eng. Des., 109, 227 (1988). 5）山下清信,神座圭介, JAERI-M 90-153,(1990). 6)藤本望,中野正明,竹内光男,他, “高温工学試験研究炉（HTTR）の臨界試験、（II）環状型燃料装術による初臨界達成とその予測法,"原子力和文論文誌, 42[5], 458 (2000). 7) 山下消信,新藤隆一,村田勲,他, JAERI-M 88-245,(1988). 8) IAEA Technical Document, 2003. Evaluation of high temperature gas cooled reactor performance: Benchmark analysis related to initial testing of the HTTR and HTR-10, IAEA-TECDOC-1382 (2003). 9) M. Goto, N. Nojiri, et,al., "Validation of JENDL-3.3 for the HTTR Criticality, JAERI-Conf 2004-005," p.225(2004). 10) N. Fujimoto, K. Yamashita, et.al, “Annular Experiments HTTR's Core in Startup Core Physics Tests," Nucl. Sci. Eng., (to be published). 11）野尻直喜,半田雄一,島川聡司,他, “HTTR環状炉心の炉心解析モデルの検討,”原子力和文論文誌（投稿中） 12) 奥村啓介,金子邦男,土橋敏一郎, JAERI-Data/Code 96-015,(1996).
第6.1-2図「環状炉心と中実炉心におけるパラメータの効果の比較HTTRでは、ウラン燃料核を熱分解炭素、炭化ケイ素等で4重に被覆した被覆燃料粒子が用いられており、これらを成形して燃料コンパクトを製作している。この燃料コンパクトを燃料スリープに装荷し、その燃料スリープを燃料プロックに装荷することで燃料体を形成している。この燃料体を並べて積み上げることにより炉心を形成させている。第6.2-1図にHTTRの燃料の概要を示す。過去の照射実験より、被覆燃料粒子が1800℃以上となった場合に、被覆層の破損が始まることが知られている。この照射実験に基づいて、HTTRでは、被覆燃料粒子のFPの閉じ込め機能を確実に維持するために、燃料温度を1600℃以下とすること、としている。そのため、HTTRでは、異常な過渡変化時の燃料の熱的制限値として1600℃を定めており、その条件を満足する条件として通常運転時の燃料最高温度を1495℃と定めている。 HTTRは2004年4月に世界最高となる原子炉出口冷却材温度950℃を達成したが、その事前解析における燃料最高温度は約1463℃と評価されていた。第6.2-2図に従来の燃料温度評価の流れを示す。初めに、燃料、制御棒、炉心構成要茶、炉内構造物等の寸法や仕様に基づいて核特性計算を行い、出力分布及び中性子束分布を算出する。これらを用いて、炉内熱流動解析コードFLOWNETにより炉心冷却材流量配分を算出する。最終的に、出力分布、中性子束分布及び炉心冷却材流量配分を用いて燃料温度評価コードTEMDIMにより燃料温度の算出を行っている。従来の燃料温度評価では燃料の健全性を確実に担保するために、十分な安全裕度を見込んでいた。しかしながら、詳細な核分裂生成物（FP）挙動の評価を行うためには、より現実的かつ詳細な燃料温度分布が必要とされていた。そこで、今回、より現実的かつ詳細な燃料温度を得るために、新たにHTTRの燃料温度評価モデルの開発を行った。第6.2-3図に燃料温度評価モデルの改良点を示す。従来のモデルでは1燃料体を6分割した1/6メッシュモデルを用いており、その中で最も温度が高くなる燃料棒を工学的安全因子を用いて代表させ、燃料温度を評価していた。新たに開発した改良モデルでは、炉心全体に配置されている燃料棒を１本ごとに表現しており、燃料棒全ての温度評価を行うことが可能となった。このことにより、従来モデルでは6分割したメッシュ内の代表的な燃料棒を表現する工学的安全保数を考廊していたが、改良モデルでは燃料体を分割することなく各燃料棒を表現しているため、各燃料棒の温度を得ることができ、この工学的安全保教を考慮する必要がなくなった。また、燃料温度の評価手順についても改良を行った。第6.2-4図に改良モデルを用いた場合の燃料温度評価の流れを示す。従来の燃料温度評価手順では、各1/6メッシュごとの出力分布は算出できるが、各燃料ピンの出力分布は算出できない。そこで、改良モデルではモンテカルロ法計算コードMVPを用いて各燃料ピンの出力分布を算出し、それを燃料温度評価に反映させることとした。この改良モデルを用いて各カラムにおける燃料最高温度の評価を行った結果を第6.2-5図に示す。新たに開発した改良モデルでは燃料最高温度は約1428℃と評価された。これは、従来の燃料温度評価モデルで評価されていた燃料最高温度1463℃より約35℃低くなる結果となった。今後は更なる高精度化を行い、将来の高温ガス炉の高性能化に資する燃料温度評価手法の開発を行っていく予定である。第6.2-2図 燃料温度評価の流れ第6.2-4図 改良モデルにおける燃料温度評価の流れHTTRの主冷却系に設置されている熱交換器は、原子炉で発生した30MWの熱を除熱しつつ原子炉出口冷却材温度850℃／950℃を達成する伝熱性能を有していなければならない。すなわち、HTTRの熱交換器は設計時に想定された範囲内の伝熱性能が確保されていなければならない。そこで、これまでに行われた試験運転及び供用運転で得られたデータを用いて主冷却系に設置されている熱交換器のうち1次加圧水冷却器(PPWC : Primary pressurized water cooler）及び2次加圧水冷却器（SPWC：Secondary pressurized water cooler）について伝熱性能を評価した。また、設計時におけるPPWC及びSPWCの伝熱性能との比較を行い、設計時に想定された伝熱性能が確保されていることの確認を行った。 ( 2 )  PPWCの伝熱性能の評価PPWCの伝熱性能として、熱交換器の伝熱性能を表す（熱通過率）×（伝熱面積）(以下、 UAPPWCと表記する）について評価を行った。第6.3-1図～第6.3-4図にUAPPWCの評価結果を示す。どの運転モードについてもUAPPWCと原子炉入口冷却材温度の間には比例関係があることが示された。また、僅かながらではあるが、運転日数を重ねるにつれてUAPPWCが低下していくことが示された。次に、設計時に想定した伝熱性能と実測より得られた伝熱性能の比較を行った。第6.3-1表〜第6.3·4表に比較の結果を示す。各運転に対する設計値と評価値の差を見ると、10%程度設計時の性能より低くなっている。設計時に想定された出力30MWにおける伝熱性能の許容範囲はプラント成立性の評価より算出された+10%~10%であり、本報において算出された伝熱性能は設計時の範囲内に概ね入っているとみなせる。以上のことより、PPWCの伝熱性能は設計時に想定された範囲内の伝熱性能を有していることを確認した。次に、SPWCの伝熱性能である（熱通過率）× （伝熱面積）（以下、UASPWCと表記する）の評価を行った。第6.3-5図、第6.3-6図にUASPWCの評価結果を示す。どちらの運転モードについてもUAspwcと原子炉入口冷却材温度の間には比例関係があることが示された。また、各運転時に対するUASPWCを比較すると、定格／高温試験運転ではUASPWCが異なっているが、これは各連転によってSPWCに流入する流体の流速および温度が異なるためである。次に、設計時に想定した伝熱性能と実測より得られた伝熱性能の比較を行った。第 6.3-5表、第6.3-6表に比較の結果を示す。本結果より、SPWCは原子炉で発生した熱を除熱する能力は有しているものの、伝熱性能については13%程度設計時の性能より低くなっており、加圧水温度は設計時に比べて20~30 °C程度低くなっている。設計時に想定された原子炉出力30MWにおける伝熱性能の許容範囲は、プラントの成立条件より+10%~-10%と定められているが、本報において算出された伝熱性能は設計時の範囲内から3%程度低くなっていることが示された。設計値と比較して小さくなった要因として、 • IHXの設計時と実機の伝熱性能の差による2次冷却材温度の高温側温度の設計値との差・2次冷却材の流量の測定値と実際に流れている流量の差等が考えられる。2次ヘリウム流量の差については、SPWCにおける2次ヘリウムの温度上昇にもその傾向が現れている。これらの理由によりSPWCの伝熱性能が設計値より低くなっていると考えられ、2次冷却材の高温側温度を設計温度まで上げて評価を行うと、実機と設計値との差が10%程度となることから設計範囲内に入ると考えられる。以上のことより、SPWCの伝熱性能は設計時に想定された伝熱性能を有していることを確認した。本評価では、HTTRの主冷却系統に設置されているPPWC及びSPWCについて、熱交換器の性能である伝熱性能を評価した。また、設計時におけるPPWC及びSPWCの伝熱性能との比較を行い、設計時に想定された伝熱性能が確保されていることの確認を行った。その結果、両熱交換器は設計時における伝熱性能を有していることを確認した。今後も更なる監視を行い、伝熱性能の経時変化等を評価する予定である。
高温ガス炉開発に関する国際協力では、第４世代原子力システム国際フォーラムの超高温ガス炉システムにおける国際共同プロジェクトに参加するための準備を進めた。国際原子力機関（IAEA）との協力では、高温ガス炉技術ワーキンググループ（TWGGCR）、協力研究計画（CRP）、黒鉛データベース会議等に参加し、高温ガス炉及び核熱利用に関する技術研究開発分野での情報交換等の国際協力を実施した。中国との協力では、情報交換に関する覚書に基づき、中国・清華大学核能及新能源技術研究院(INET)との情報交換会議を清華大学で行い、情報交換等の研究協力を進めた。米国とは、米国エネルギー省（DOE）との原子力研究分野における包括取決めに基づき、水素製造技術、先進燃料技術等に関し情報交換を行った。また、米国原子力規制委員会（NRC）と原子力安全研究分野における情報交換を実施した。また、文部科学省とDOEとの間で、国際原子力エネルギー研究イニシアチプ（I-NERI）に関する実施取決めが平成17年2月に締結され、高温ガス炉研究開発分野において、革新的高温ガス炉燃料・黒鉛に関する技術開発（ZrC被覆燃料粒子の開発）の共同研究が開始された。仏国とは、平成14年度にフランス原子力庁（CEA）との間で締結した「原子炉研究の分野における協力実施取決め」に基づき、高温ガス炉の概念・システム、燃料、材料、水素製造技術などの高温ガス炉システムについて、情報交換等の研究協力を実施した。韓国とは、韓国原子力研究所との原子力平和利用分野における研究協力実施取り決めに基づき、高温ガス炉及び核熱水素製造技術に関する情報交換等の研究協力を進めた。本報告書は、高温工学試験研究炉部のHTTR運転管理課、HTTR技術課、HTTR計画課及び安全管理部・放射線管理第2課の関係者が、平成17年度のHTTRにおける試験・運転と技術開発の実績について分担して執筆し、HTTR計画課において編集したものです。本報告書を、平成17年度の高温工学試験研究炉部の業務全般を理解していただく上で、ご活用いただければ幸いです。なお、本報告書の作成に際しましては、関係各位からご助言・ご指導をいただきましたことに感謝し、ここに謝意を表します。
付録２　平成１７年度　高温工学試験研究関係主要記事（課宝名は、発表当時のもので示す。）
,アルバス(1999) アルバス(1999) アルバス(1999) アルバス(1999) アルバス(1999)
別するときの組立単位の表し方として利点がある。組立単位を形作るときのいくつかの用例は変４に示されている。 (d)この単位は、例としてミリセルシウス(srが用いられるが、習慣として組立単位として
(b)実際には、使用する時には記号rad及びsrが用いられるが、習慣として組立単位として
(c)割光学では、ステラジアンの名称と記号srを単位の表し方の中にそのまま維持している。
(d)この単位は、例としてミリセルシウス((c)として組立単位のよう