BWR 環境下で長時間使用されたニッケル基合金の応力腐食割れの特徴
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カテゴリ: 第2回
1. 緒言
炉内構造物は安全上重要な機器であり、必要かつ十 分な評価を実施し、その結果を踏まえて適切に維持管 理することが重要である。特に長期的な展望に立って 高経年化評価を実施する場合には、実環境で長期間使 用された材料の特性を把握し、その結果を踏まえて評 価することが望まれる。 - 本報告では、運転開始後約 30 年を経過した国内 BWR プラントにおいて、1999 年 12 月に炉内構造物 の一つであるシュラウドサポートに発見されたき裂部 の各種調査結果を整理、評価し、それから得られた知 見を踏まえて今後の炉内構造物の維持管理に役立つと 考えられる事項について検討する。
2. 発見されたき裂の調査結果
2.1 事象の概要[1] - シュラウドサポートの概略構造とき裂の状況を Fig.1 に示す。シュラウドサポートは、上部シュラウ ドサポート(SUS316 製)と下部シュラウドサポート
(インコネル 600 製)から成り、それぞれ板材を溶接 して円錐状に成形された構造物である。本シュラウド サポート下部のインコネル溶接部に多数のき裂が認め られた。き裂は周方向、縦方向、また製造時の仮付け などの各溶接部に生じており、全体的に内面側に多く 認められた。特に原子炉圧力容器(RPV : Reactor pressure vessel)への取付け溶接部については、大部 分のき裂が縦方向であり、全てのき裂が内面側にのみ 発生していた。2.2 き裂発生原因の調査方法 ・ き裂の発生原因を明らかにすべく、以下の調査およ び試験を実施した。 (1) シュラウドサポートの調査 1 液体浸透探傷試験(PT)PT を行い、欠陥指示の状況(形状、長さ、位置) を確認した。 2き裂深さ測定き裂部をグラインダー研削するとともに、PT を 実施した。これを繰り返して深さプロファイルを 櫛形ゲージ等により実測した。 3 機械的特性調査撤去した上部サポートに残ったインコネル溶接 部及び母材部からバルク材の特性を評価できる寸384法の試験片を採取し、引張試験を実施した。 4 溶接性試験3と同様な部位にグラインダー研削による開先 を設け、TIG 溶接による埋め戻しによる新たな欠陥発生の有無を確認した。 (2) サンプルの調査下部サポートと RPV との溶接部のき裂部から、表 面レプリカサンプル並び直径約 20mm、最大厚さ約 2mm のレンズ状サンプルをスクーピング加工によ って採取し、き裂進展経路、破面の SEM 観察等を実 施した。 (3) 製造履歴、運転履歴調査製作手順、検査記録(材料証明書、非破壊検査記 - 録等)、製造記録(溶接記録等)ならび原子炉の運転 圧力、温度、運転時間等と炉水の導電率、pH、イオ ン濃度等の履歴を調査した。 (4) 応力解析評価残留応力に影響する要因(溶接、熱処理、耐圧試 験、運転圧力・温度)を考慮して、当該溶接部の応力 分布を有限要素法による解析で評価した。2.3 原因調査の結果 (1)き裂の状況外観目視および PT でシュラウドサポート表面に 認められたき裂の状況を Fig.2 に示す。左側の図は右 の構造図を展開表示したもので、全周の約 1/6 に当 たる。き裂は大部分が縦方向であり、全てのき裂が 内面側にのみ認められた。これら内面側のき裂について、その深さと範囲を グラインダー研削と PT を繰返し実施することによ り調査した。Fig.3 は、最も深いき裂の一例で、研削 により低合金鋼肉盛の表面が現れ、PT 指示が周辺の インコネル 82 肉盛材のみとなった状態の研削箇所 の底部を示す。き裂は全て溶接金属内または低合金 鋼肉盛材との境界に留まっており、RPV の強度部材 である低合金鋼には進展していないことが確認され た。また、Fig.4 に示す通り、き裂はアスペクト比が 大きく、奥行きの深い形状であることが分かった。 (2) 機械的特性および溶接性試験溶接部の引張り試験結果を Table 1 に示す。溶接金 属の強度及び伸びの値は規格値を満足し、約 30 年 の運転後でも溶接金属部は母材以上の強度を保ち、 機械的特性面の有意な劣化は生じていないことを 示している。Fig.5 は溶接金属から母材にかけての研削溝を溶 接で埋め戻した後の PT 試験結果の一例を示す。約 30 年運転後のインコネル溶接金属および母材に新 たな溶接熱サイクルと凝固収縮が繰り返し作用して も、その周辺に PT 指示は認められず、高温割れ等 の溶接欠陥を生じていないことが示された。 (3) サンプル調査の結果溶接部のレプリカ観察結果を Fig.6 に、破面 SEM 観察の例を Fig.7 に示す。いずれも凝固組織の柱状 晶境界に沿った割れであることが明らかになった。 また、破面には疲労き裂の特徴を示す様相は認めら れなかった。溶接金属部の硬さは平均 208HV で通 常のインコネル材と同等であり、経年変化を示すよ うな特徴は認められなかった。 (4) 製造および運転保守履歴調査結果製造履歴調査の結果、製造管理、使用材料、構造 寸法および溶接施工に問題は認められなかった。運転保守履歴調査の結果、原子炉水の導電率やイ オン種濃度等に異常は認められなかった。原子炉水 中の溶存酸素濃度は、水素注入運転を開始する前は SCC が発生し得る 200ppb 程度、1997 年以降の水素 注入時は 10ppb程度であった。 (5) 応力解析評価結果シュラウドサポート製造時から定格出力運転まで の溶接部応力解析を、製造から運転までの各段階で 実施した。その最終結果を Fig.8 に示す。製造時耐 圧試験(圧力 12.94MPa)を経て、定格出力運転時に なると、図のように周方向応力は内面側で約 330 MPa、外面側で 160~270MPa となり、内面側の方が 大きな引張り応力となっている。すなわち、定格出 力運転時のシュラウドサポート内面側には比較的大 きい周方向引張り応力が定常的に作用しており、軸 方向の SCC が発生し得る応力レベルであることが 分かった。[2]3. 考察3.1 き裂原因の推定 - 以上の原因調査結果よりシュラウドサポートにき裂 が発生した原因を推定する上での要点は以下のように まとめられる。 (1) シュラウドサポート溶接部には、製造から定格運 * 転への過程で高い周方向引張り応力が作用していた。1901/01/19(2) シュラウドサポートに接する原子炉水の溶存酸素 - 濃度は長期に渡り SCCが発生し得るレベルであった。 (3) 当該部のインコネル 182 溶接金属は材料規格の強 度と延性を保っており、機械的破損を生じるような 劣化状態ではなかった。 (4) き裂はインコネル 182 溶接金属の柱状晶界面で発 生、進展した粒界型 SCC の特徴を示し、疲労等の様 相は認められなかった。これらの事実より、材料、環境ならび溶接による 周方向の引張り残留応力を主体とする運転時応力が 作用したため発生した粒界型 SCC(以下、単に SCC と略す)と推定される。3.2 本SCC 事例から得られた知見 * 本事象から得られた知見で重要なものとして下記 の事項が挙げられる。 (1) SCC が発生した箇所はインコネル 182 溶接金属部 のみであった。実機調査で発見されたSCCは全てインコネル 182 溶接金属部で発生し、それがインコネル 82 肉盛や インコネル 600 母材へ進展したと推定された。これ はインコネル 182 溶接部が他と比較してSCC 発生感 受性が高いことを意味しており、これまでの研究結 果と符合する。[3] 今後、炉内構造物を維持管理す る上で、インコネル 182 を用いた溶接部を優先的に 点検することが効果的である。 (2) インコネル材のSCC 発生には明らかな応力依存性 のあることが確認された。 - シュラウドサポートと RPV との溶接部では、SCC がシュラウドサポート内面側に集中しており、外面 側には全く発生していなかった。溶接残留応力を含 む応力解析の結果、引張り応力値はシュラウドサポ ートの内面側で外面側より高い約 330 MPa で、SCC の発生し得る応力レベルであったと考えられる。こ れは従来の研究等でも示されていたが[2]、実機での SCC 発生挙動により、原子炉水が接する表面の応力 レベルを一定以下に抑えれば SCC を防止できる事 を示唆した点で、注目すべき事項である。製造過程 で表面の引張り残留応力を出来るだけ抑制すること、 運転開始後はウォータジェットピーニング(WJP)工 法[4]などの予防保全工法の適用で表面残留応力を 低減することが有効と考えられる。 (3) BWR 環境に長期間曝されたインコネル材に材料 特性上の劣化兆候は認められなかった。実機シュラウドサポート溶接部の機械的特性およ び溶接性を試験で確認した結果、当該材料は機械的 特性の JIS 規格値を全て満足するとともに、良好な 溶接性を示し、材質面の劣化兆候も認められなかっ た。 (4) 原子炉圧力容器の強度部材である低合金鋼には SCC が進展していなかった。 * シュラウドサポートと RPV との溶接部について は、SCC の進展深さを調査するため、228 箇所全て の割れを研削、除去し、その進展深さを評価した。 その結果、いずれの SCC も低合金鋼肉盛材には進展 していないことが明らかになった。この事実は低合 金鋼の耐 SCC 性が高いという従来の知見[5]とも、ま た当該部の溶接残留応力を含む運転時応力が低いと いう解析結果[6]とも符合する。従って、当該部のよ うな溶接部にき裂が生じても RPV の健全性に影響 __ を与える可能性は低いと考えられる。 (5) 周方向の高い引張り残留応力により軸方向割れが 発生した。 * 発見された SCC は、主に軸方向の割れであった。 これは、運転時には溶接残留応力を主体とする周方 向引張り応力が支配的であるとする応力解析の結果 と符合する。シュラウドサポートに発生したき裂が 軸方向ならば、それによる強度低下は小さい場合が 多いことが、詳細な評価により技術的に確認されて いる。[7] 従って軽度なき裂などに対しては局部的 な溶接補修が有効であると考えられる。この場合、 長期間実機使用された部材に溶接が悪影響を与えた り、その後の運転で経年劣化しやすいような状況が 生まれたりすることが懸念される。しかしながら前 述のように、長期使用材であっても劣化兆候が認め られなかったことから、局部補修溶接による対応が 可能である。4. 結言BWR で長期間使用されたニッケル基合金製シュラ ウドサポートで発見されたき裂について、その発生原 因および特徴等を詳細に調査した。以下に、本研究で 得られた知見を要約して示す。 (1) き裂は溶存酸素を含む炉水に長期間曝され、運転中は高い周方向引張り応力が作用する条件下で、 生じた SCC である。386(2) SCC はインコネル 182 溶接金属の柱状晶界面のみで発生した粒界型 SCC であったと考えられる。従 ってプラント保守の観点からは、インコネル 182 溶接部を優先的に点検することが効果的であると 言える。 (3) SCC はシュラウドサポートの RPV への取付け溶 - 接部に多数発生していたが、いずれも RPV の強度部材である低合金鋼には進展しておらず、当該部の ような溶接部に SCC が生じても RPV の健全性に影響を与える可能性は低いことが確認された。 (4) BWR の炉内条件での長期使用材であっても、機械 一的性質、溶接性とも建設時点と有意な差は認められず、維持管理にあたり通常材と同等に取扱うことが可能と判断される。 (5) SCC には高い引張り応力への依存性があり、残留 応力低減を目的とした WJP等の予防保全工法を適用 すれば、十分な耐 SCC 性が備わると考えられる。Upper Shroud Support (SUS 316)Circumferential WeldSupport and RPVRPVInside: 46 cracks Outside: 10 cracksWeld Buildup (Alloy 82)Axial WeldUpper Shroud SupportLower Shroud ?upport (Alloy 600)Inside: 11 cracksLow Alloy Steel Weld BuildupTemporary Weld forFabricationInside: 8 cracks Outside: 1 crackLower Shroud SupportWeld between ShroudSupport and RPVCracks not propagated into low alloy steelInside: 228 cracks Outside: 0 crackFig. 1 Structure and locations of cracking参考文献 [1] 経済産業省原子力安全・保安院原子力安全技術基盤課(編)、経済産業省 平成 13 年版(平成 12 年度 実績)原子力施設運転管理年報 pp.406-411, (火力原子力発電技術協会、2001 年) [2] P. Andresen, Corrosion 84 (New Orleans) 1984,Paper 177 [3] 山内清、“原子力用インコネル 600 並びに溶接金 属の耐応力腐食割れ性の向上に関する研究”、大阪大学 学位論文, 1988年 [4] 斉藤昇ほか6名、噴流工学、Vol.20, No.1, 2003,pp.4-12 [5] 火力原子力発電技術協会、BWR炉内構造物点検 評価ガイドライン[シュラウドサポート]、付録 B、 2000年 [6] 竹内公人、林正明、 講演 No.604 M&M 2000 材料力学部門講演会予稿集、(日本機械学会, 2000 年) [7]火力原子力発電技術協会、 BWR 炉内構造物点検評価ガイドライン[シュラウドサポート]、付録 D、 E、2000年38732mmAbout 1140----->. .. -------OutsideInside100mm1 100mmShroud SupportRPV| | FI-T-T GT TI h) | IN THING--------------ー---------------HL1)Fig.2 Partial sketch of crack distribution in lower shroud supportLow Alloy Steel (Weld Buildup)PT indicationAlloy 82 (Weld Buildup)Fig.3 Typical example of PT indication afterremoving the cracks by grindingTable 1 Mechanical properties of Inconel 182 weld metalSampling location0.2% proof Ultimate tensile Elongation strength (MPa) strength (MPa)0°axial weld44467135|394|61139.70°circumferentialweld 180° axial weld44364331.8180°circumferentialweld39261144.7JIS Z 3224*>560>30* for referenceAlloy82 Weld BuildupAlloy 182Low Alloy Steel Weld BuildupAlloy 600メンズバッグAspect of CrackFig.4 An example of crack aspects confirmedby the repeated grinding and PT388Fig.5Repair weldability test result600500・・・・・circumferential ・・・&・・ axialOutside (Top surface)400300Stress (MPa)TEL:00-0-0-0004120.....1000-0.000 isaokaaaaa088-24..・150-1000Weld-2000-3000-20-1061020|304050ShroudVessel supportinner surface Distance around weldment (mm)600-circumferentialaxial |5000Inside (Underneathsurface)400300M.IO........andStress (MPa)10000-100Weld-200-300-20-100102030 |40ShroudVessel supportinner surface Distance around weldment (mm)Analytical results of stress distribution around the weldsFig. 8Weld of Shroud Support to RPVShroudSupportRPV200 μmSample50umFig.6 Optical microscope observation of a replicasample on a crack of lower shroud support300 μm300 μmFig. 7 SEM observation on fracture surface in ascoop-sample- 389 -“ “BWR 環境下で長時間使用されたニッケル基合金の応力腐食割れの特徴“ “住本 秀樹,Hideki SUMIMOTO
炉内構造物は安全上重要な機器であり、必要かつ十 分な評価を実施し、その結果を踏まえて適切に維持管 理することが重要である。特に長期的な展望に立って 高経年化評価を実施する場合には、実環境で長期間使 用された材料の特性を把握し、その結果を踏まえて評 価することが望まれる。 - 本報告では、運転開始後約 30 年を経過した国内 BWR プラントにおいて、1999 年 12 月に炉内構造物 の一つであるシュラウドサポートに発見されたき裂部 の各種調査結果を整理、評価し、それから得られた知 見を踏まえて今後の炉内構造物の維持管理に役立つと 考えられる事項について検討する。
2. 発見されたき裂の調査結果
2.1 事象の概要[1] - シュラウドサポートの概略構造とき裂の状況を Fig.1 に示す。シュラウドサポートは、上部シュラウ ドサポート(SUS316 製)と下部シュラウドサポート
(インコネル 600 製)から成り、それぞれ板材を溶接 して円錐状に成形された構造物である。本シュラウド サポート下部のインコネル溶接部に多数のき裂が認め られた。き裂は周方向、縦方向、また製造時の仮付け などの各溶接部に生じており、全体的に内面側に多く 認められた。特に原子炉圧力容器(RPV : Reactor pressure vessel)への取付け溶接部については、大部 分のき裂が縦方向であり、全てのき裂が内面側にのみ 発生していた。2.2 き裂発生原因の調査方法 ・ き裂の発生原因を明らかにすべく、以下の調査およ び試験を実施した。 (1) シュラウドサポートの調査 1 液体浸透探傷試験(PT)PT を行い、欠陥指示の状況(形状、長さ、位置) を確認した。 2き裂深さ測定き裂部をグラインダー研削するとともに、PT を 実施した。これを繰り返して深さプロファイルを 櫛形ゲージ等により実測した。 3 機械的特性調査撤去した上部サポートに残ったインコネル溶接 部及び母材部からバルク材の特性を評価できる寸384法の試験片を採取し、引張試験を実施した。 4 溶接性試験3と同様な部位にグラインダー研削による開先 を設け、TIG 溶接による埋め戻しによる新たな欠陥発生の有無を確認した。 (2) サンプルの調査下部サポートと RPV との溶接部のき裂部から、表 面レプリカサンプル並び直径約 20mm、最大厚さ約 2mm のレンズ状サンプルをスクーピング加工によ って採取し、き裂進展経路、破面の SEM 観察等を実 施した。 (3) 製造履歴、運転履歴調査製作手順、検査記録(材料証明書、非破壊検査記 - 録等)、製造記録(溶接記録等)ならび原子炉の運転 圧力、温度、運転時間等と炉水の導電率、pH、イオ ン濃度等の履歴を調査した。 (4) 応力解析評価残留応力に影響する要因(溶接、熱処理、耐圧試 験、運転圧力・温度)を考慮して、当該溶接部の応力 分布を有限要素法による解析で評価した。2.3 原因調査の結果 (1)き裂の状況外観目視および PT でシュラウドサポート表面に 認められたき裂の状況を Fig.2 に示す。左側の図は右 の構造図を展開表示したもので、全周の約 1/6 に当 たる。き裂は大部分が縦方向であり、全てのき裂が 内面側にのみ認められた。これら内面側のき裂について、その深さと範囲を グラインダー研削と PT を繰返し実施することによ り調査した。Fig.3 は、最も深いき裂の一例で、研削 により低合金鋼肉盛の表面が現れ、PT 指示が周辺の インコネル 82 肉盛材のみとなった状態の研削箇所 の底部を示す。き裂は全て溶接金属内または低合金 鋼肉盛材との境界に留まっており、RPV の強度部材 である低合金鋼には進展していないことが確認され た。また、Fig.4 に示す通り、き裂はアスペクト比が 大きく、奥行きの深い形状であることが分かった。 (2) 機械的特性および溶接性試験溶接部の引張り試験結果を Table 1 に示す。溶接金 属の強度及び伸びの値は規格値を満足し、約 30 年 の運転後でも溶接金属部は母材以上の強度を保ち、 機械的特性面の有意な劣化は生じていないことを 示している。Fig.5 は溶接金属から母材にかけての研削溝を溶 接で埋め戻した後の PT 試験結果の一例を示す。約 30 年運転後のインコネル溶接金属および母材に新 たな溶接熱サイクルと凝固収縮が繰り返し作用して も、その周辺に PT 指示は認められず、高温割れ等 の溶接欠陥を生じていないことが示された。 (3) サンプル調査の結果溶接部のレプリカ観察結果を Fig.6 に、破面 SEM 観察の例を Fig.7 に示す。いずれも凝固組織の柱状 晶境界に沿った割れであることが明らかになった。 また、破面には疲労き裂の特徴を示す様相は認めら れなかった。溶接金属部の硬さは平均 208HV で通 常のインコネル材と同等であり、経年変化を示すよ うな特徴は認められなかった。 (4) 製造および運転保守履歴調査結果製造履歴調査の結果、製造管理、使用材料、構造 寸法および溶接施工に問題は認められなかった。運転保守履歴調査の結果、原子炉水の導電率やイ オン種濃度等に異常は認められなかった。原子炉水 中の溶存酸素濃度は、水素注入運転を開始する前は SCC が発生し得る 200ppb 程度、1997 年以降の水素 注入時は 10ppb程度であった。 (5) 応力解析評価結果シュラウドサポート製造時から定格出力運転まで の溶接部応力解析を、製造から運転までの各段階で 実施した。その最終結果を Fig.8 に示す。製造時耐 圧試験(圧力 12.94MPa)を経て、定格出力運転時に なると、図のように周方向応力は内面側で約 330 MPa、外面側で 160~270MPa となり、内面側の方が 大きな引張り応力となっている。すなわち、定格出 力運転時のシュラウドサポート内面側には比較的大 きい周方向引張り応力が定常的に作用しており、軸 方向の SCC が発生し得る応力レベルであることが 分かった。[2]3. 考察3.1 き裂原因の推定 - 以上の原因調査結果よりシュラウドサポートにき裂 が発生した原因を推定する上での要点は以下のように まとめられる。 (1) シュラウドサポート溶接部には、製造から定格運 * 転への過程で高い周方向引張り応力が作用していた。1901/01/19(2) シュラウドサポートに接する原子炉水の溶存酸素 - 濃度は長期に渡り SCCが発生し得るレベルであった。 (3) 当該部のインコネル 182 溶接金属は材料規格の強 度と延性を保っており、機械的破損を生じるような 劣化状態ではなかった。 (4) き裂はインコネル 182 溶接金属の柱状晶界面で発 生、進展した粒界型 SCC の特徴を示し、疲労等の様 相は認められなかった。これらの事実より、材料、環境ならび溶接による 周方向の引張り残留応力を主体とする運転時応力が 作用したため発生した粒界型 SCC(以下、単に SCC と略す)と推定される。3.2 本SCC 事例から得られた知見 * 本事象から得られた知見で重要なものとして下記 の事項が挙げられる。 (1) SCC が発生した箇所はインコネル 182 溶接金属部 のみであった。実機調査で発見されたSCCは全てインコネル 182 溶接金属部で発生し、それがインコネル 82 肉盛や インコネル 600 母材へ進展したと推定された。これ はインコネル 182 溶接部が他と比較してSCC 発生感 受性が高いことを意味しており、これまでの研究結 果と符合する。[3] 今後、炉内構造物を維持管理す る上で、インコネル 182 を用いた溶接部を優先的に 点検することが効果的である。 (2) インコネル材のSCC 発生には明らかな応力依存性 のあることが確認された。 - シュラウドサポートと RPV との溶接部では、SCC がシュラウドサポート内面側に集中しており、外面 側には全く発生していなかった。溶接残留応力を含 む応力解析の結果、引張り応力値はシュラウドサポ ートの内面側で外面側より高い約 330 MPa で、SCC の発生し得る応力レベルであったと考えられる。こ れは従来の研究等でも示されていたが[2]、実機での SCC 発生挙動により、原子炉水が接する表面の応力 レベルを一定以下に抑えれば SCC を防止できる事 を示唆した点で、注目すべき事項である。製造過程 で表面の引張り残留応力を出来るだけ抑制すること、 運転開始後はウォータジェットピーニング(WJP)工 法[4]などの予防保全工法の適用で表面残留応力を 低減することが有効と考えられる。 (3) BWR 環境に長期間曝されたインコネル材に材料 特性上の劣化兆候は認められなかった。実機シュラウドサポート溶接部の機械的特性およ び溶接性を試験で確認した結果、当該材料は機械的 特性の JIS 規格値を全て満足するとともに、良好な 溶接性を示し、材質面の劣化兆候も認められなかっ た。 (4) 原子炉圧力容器の強度部材である低合金鋼には SCC が進展していなかった。 * シュラウドサポートと RPV との溶接部について は、SCC の進展深さを調査するため、228 箇所全て の割れを研削、除去し、その進展深さを評価した。 その結果、いずれの SCC も低合金鋼肉盛材には進展 していないことが明らかになった。この事実は低合 金鋼の耐 SCC 性が高いという従来の知見[5]とも、ま た当該部の溶接残留応力を含む運転時応力が低いと いう解析結果[6]とも符合する。従って、当該部のよ うな溶接部にき裂が生じても RPV の健全性に影響 __ を与える可能性は低いと考えられる。 (5) 周方向の高い引張り残留応力により軸方向割れが 発生した。 * 発見された SCC は、主に軸方向の割れであった。 これは、運転時には溶接残留応力を主体とする周方 向引張り応力が支配的であるとする応力解析の結果 と符合する。シュラウドサポートに発生したき裂が 軸方向ならば、それによる強度低下は小さい場合が 多いことが、詳細な評価により技術的に確認されて いる。[7] 従って軽度なき裂などに対しては局部的 な溶接補修が有効であると考えられる。この場合、 長期間実機使用された部材に溶接が悪影響を与えた り、その後の運転で経年劣化しやすいような状況が 生まれたりすることが懸念される。しかしながら前 述のように、長期使用材であっても劣化兆候が認め られなかったことから、局部補修溶接による対応が 可能である。4. 結言BWR で長期間使用されたニッケル基合金製シュラ ウドサポートで発見されたき裂について、その発生原 因および特徴等を詳細に調査した。以下に、本研究で 得られた知見を要約して示す。 (1) き裂は溶存酸素を含む炉水に長期間曝され、運転中は高い周方向引張り応力が作用する条件下で、 生じた SCC である。386(2) SCC はインコネル 182 溶接金属の柱状晶界面のみで発生した粒界型 SCC であったと考えられる。従 ってプラント保守の観点からは、インコネル 182 溶接部を優先的に点検することが効果的であると 言える。 (3) SCC はシュラウドサポートの RPV への取付け溶 - 接部に多数発生していたが、いずれも RPV の強度部材である低合金鋼には進展しておらず、当該部の ような溶接部に SCC が生じても RPV の健全性に影響を与える可能性は低いことが確認された。 (4) BWR の炉内条件での長期使用材であっても、機械 一的性質、溶接性とも建設時点と有意な差は認められず、維持管理にあたり通常材と同等に取扱うことが可能と判断される。 (5) SCC には高い引張り応力への依存性があり、残留 応力低減を目的とした WJP等の予防保全工法を適用 すれば、十分な耐 SCC 性が備わると考えられる。Upper Shroud Support (SUS 316)Circumferential WeldSupport and RPVRPVInside: 46 cracks Outside: 10 cracksWeld Buildup (Alloy 82)Axial WeldUpper Shroud SupportLower Shroud ?upport (Alloy 600)Inside: 11 cracksLow Alloy Steel Weld BuildupTemporary Weld forFabricationInside: 8 cracks Outside: 1 crackLower Shroud SupportWeld between ShroudSupport and RPVCracks not propagated into low alloy steelInside: 228 cracks Outside: 0 crackFig. 1 Structure and locations of cracking参考文献 [1] 経済産業省原子力安全・保安院原子力安全技術基盤課(編)、経済産業省 平成 13 年版(平成 12 年度 実績)原子力施設運転管理年報 pp.406-411, (火力原子力発電技術協会、2001 年) [2] P. Andresen, Corrosion 84 (New Orleans) 1984,Paper 177 [3] 山内清、“原子力用インコネル 600 並びに溶接金 属の耐応力腐食割れ性の向上に関する研究”、大阪大学 学位論文, 1988年 [4] 斉藤昇ほか6名、噴流工学、Vol.20, No.1, 2003,pp.4-12 [5] 火力原子力発電技術協会、BWR炉内構造物点検 評価ガイドライン[シュラウドサポート]、付録 B、 2000年 [6] 竹内公人、林正明、 講演 No.604 M&M 2000 材料力学部門講演会予稿集、(日本機械学会, 2000 年) [7]火力原子力発電技術協会、 BWR 炉内構造物点検評価ガイドライン[シュラウドサポート]、付録 D、 E、2000年38732mmAbout 1140----->. .. -------OutsideInside100mm1 100mmShroud SupportRPV| | FI-T-T GT TI h) | IN THING--------------ー---------------HL1)Fig.2 Partial sketch of crack distribution in lower shroud supportLow Alloy Steel (Weld Buildup)PT indicationAlloy 82 (Weld Buildup)Fig.3 Typical example of PT indication afterremoving the cracks by grindingTable 1 Mechanical properties of Inconel 182 weld metalSampling location0.2% proof Ultimate tensile Elongation strength (MPa) strength (MPa)0°axial weld44467135|394|61139.70°circumferentialweld 180° axial weld44364331.8180°circumferentialweld39261144.7JIS Z 3224*>560>30* for referenceAlloy82 Weld BuildupAlloy 182Low Alloy Steel Weld BuildupAlloy 600メンズバッグAspect of CrackFig.4 An example of crack aspects confirmedby the repeated grinding and PT388Fig.5Repair weldability test result600500・・・・・circumferential ・・・&・・ axialOutside (Top surface)400300Stress (MPa)TEL:00-0-0-0004120.....1000-0.000 isaokaaaaa088-24..・150-1000Weld-2000-3000-20-1061020|304050ShroudVessel supportinner surface Distance around weldment (mm)600-circumferentialaxial |5000Inside (Underneathsurface)400300M.IO........andStress (MPa)10000-100Weld-200-300-20-100102030 |40ShroudVessel supportinner surface Distance around weldment (mm)Analytical results of stress distribution around the weldsFig. 8Weld of Shroud Support to RPVShroudSupportRPV200 μmSample50umFig.6 Optical microscope observation of a replicasample on a crack of lower shroud support300 μm300 μmFig. 7 SEM observation on fracture surface in ascoop-sample- 389 -“ “BWR 環境下で長時間使用されたニッケル基合金の応力腐食割れの特徴“ “住本 秀樹,Hideki SUMIMOTO