き裂を有する円筒形炉内構造物に対する構造健全性評価法について
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カテゴリ: 第3回
.緒言
「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省 -」 (昭和 40年6月15 日通商産業省令第 62 号)は、平 15年9月22日の経済産業省令第 102号により改正 れ、原子炉施設に属する構造物に欠陥が存在しても、 れが破壊を引き起こす恐れのない欠陥(原子炉冷却 圧力バウンダリについては貫通の恐れのない欠陥) あれば省令不適合とはならないことが明記されたり。 はこの新規追加条項の解釈文書(いわゆる NISA 文 ) を発信し、その中で(社)日本機械学会(JSME)の発行 た維持規格 2002 年改訂版の適用を承認したい。その 、平成17年7月1日には、通商産業省令第 62号は 済産業省令第68号により大規模に改正(いわゆる性 規定化)され、平成18年1月1日より施行されたが、 の改正省令 62 号に対する解釈を与えるNISA文書が 信され、この中で上述の欠陥解釈に係る NISA 文書 引用することで、JSME 維持規格は規制に用いられ 民間規格の位置づけを継続して与えられている。 JSME 維持規格では、大まかに言って、従来から行 れてきた供用期間中検査(ISINを標準検査として位置 けたほか、これに加えて炉内構造物等の特定機器に して応力腐食割れ(SCC)等の特定の破損モードを想 した個別検査の規定を設けている。JSME 維持規格 02 年改訂版においては、沸騰水型原子力発電所 WR)における安心シュラウド及びシュラウドサポーに対して個別検査規定が設けられた(以下特に断ら ない場合、「維持規格」と言えば JSME 維持規格 2002 三改訂版を指す)。維持規格におけるこれらの規定は、 土)火力原子力発電技術協会が発行した炉内構造物点 ☆評価ガイドライン(以下、火原協ガイドラインという) 内容を参考に維持規格に取り入れられたものである[。維持規格及び火原協ガイドラインにおいては、これ の炉内構造物にき裂が発見された場合、継続使用期 日中のき裂進展を考慮した上で地震荷重等の想定荷重 に対する構造健全性を、二倍勾配法と呼ばれる解析評 百手法により判定することとしている。この手法は、 裂のない炉心支持構造物(炉心シュラウド及びシュ ラウドサポートはその一部を構成する)に対して JSME 会計・建設規格 2005 年版(特に断らない場合、「設計・ 設規格」はこれを指す)が採用している方法”と、安 係数を除いて同一である(安全係数は維持規格の方 大きく取っている)。 維持規格及び火原協ガイドライ において、き裂を有する安心シュラウド等に対して っこの手法を適用している理由としては、使用材料が 三性、物性の高いオーステナイト系ステンレス鋼(炉心 シュラウド)または高ニッケル合金(シュラウドサポー -)であること、安心シュラウドについては炉心に近い 接継手に対し中性子照射による延性の低下を考慮し 線形破壊力学に基づく評価を追加して行う規定とし ごいることが挙げられる。 一方、炉心シュラウドのように比較的単純な円筒形 に近い構造であっても配管に比べて半径/板厚比(R/) 大きい場合や、シュラウドサポートのように複雑形である場合に、き裂を有する構造物への二倍勾配法 っ適用性を試験により検証するため、BWR 電力・メー ■は共同で、実機条件を模擬した試験を行った。本報 さは、このうち炉心シュラウドを想定したき裂付き円 百形試験体を用いた試験研究の成果について報告する。
- Expected actual behavior - Limit analysis using elastic-perfectly-plastic model -.-.- Elastic slope ...... Twice-elastic slopeExpected limit load ofactual component --Limit load by analysisAllowable load: (Limit load ) / (safety factor=1.5)Displacement Fig.2 Evaluation of limit load3. 試験体と試験条件2. で述べた崩壊荷重の評価方法が、き裂を有する A の大きい円筒形構造物にも適用可能であることを き証するため、およそ 1/5 スケールの大きさの円筒形 式験体を用いて、一端を固定し、他端に横荷重を負荷 し、荷重-変位関係を求める単調負荷試験(3体)、及び 也震時の繰返し荷重の影響を調べるための繰返し負荷 式験(2体)を実施した。試験装置を Fig.3 に、試験条件 を Table 1 にそれぞれ示す。
Fig.4に示すように、試験体はSUS316L製で、炉心 シュラウドを模擬し R/t=50 とした。各試験体には Table 1 に対板厚比で示した深さのき裂を、固定端フラ ンジから 20mm の位置の外面に全周にわたって放電加 工により導入した。2. 崩壊荷重の評価方法Fig. 1 に典型的な型式の炉心シュラウドを模式的に す。維持規格及び火原協ガイドラインにおいて、き 裂を有する安心シュラウドの崩壊荷重を算出する手順 は次のとおりである。規格上の許容値は、下記で求め 三崩壊荷重に安全係数 1.5 を見込んで定められる[4][0。 (1) 炉心シュラウドの周方向溶接継手のうち、最も低い位置にあって崩壊に関して最も厳しい負荷 条件(モーメント最大)となる H7 溶接継手にき裂を設定する。 (2) シュラウドの形状、拘束条件、対称性及び(1)で設定したき裂を考慮して有限要素法による解析 モデルを作成する。 運転時に炉心シュラウドに一次応力を生じさせ る差圧、自重及び地震荷重を考慮して荷重条件を設定する。 (4) Fig.2 に示すように、大変形弾塑性解析により荷重-変位関係を求め、初期弾性勾配の二倍の傾 きを持つ直線との交点を崩壊荷重とする。解析 に用いる材料の応力ひずみ関係は 2.38m(Sm は 設計・建設規格で定められる設計応力強さ)を弾 性限界とする弾完全塑性体を仮定する。-3ReactorPressure Circumferential / Vessel weldsCore ShroudH4 H6aH6bH7a (H7bShroud SupportFig.1 Typical BWR core shroudLoading rod Loading directionSpecimen＝=ixed stand/Displacement gaugeenFig.3 Test setup and configuration of test specimen381ど同20mmDuter circumferentialcrack(h900mm/9mmLoad (kN)|1140mm__No.Type11Monotonic loading test13Crack depth/Wali thicknessLoad 75% Loading continues until buckling 67% or collapse occurs 50% 67% Limit load by JSME* x 1.067% Limit load by JSME* * 0.53 *)limit load by JSME = Limit load calculated by limit analysis using elastic-perfectly-plastic model(ay%3D2.35m).Cyclic loading test5Fig. 4 Configuration of test specimen15Table 1 Test conditions10 - Displacement (mm) Fig. 5 Comparison of load-displacement curves between experimental and evaluation resultNo.TypeCrack depth/Wallthickness 75% 67% 50% 67% 67%Load Loading continues until buckling or collapse occursMonotonic loading test| Limit load by JSME* x 1.0Limit load by JSME* X 0.53* )limit load by JSME = Limit load calculated by limit analysis using elastic-perfectly-plastic model(ay%3D2.35m).3.2 繰返し負荷試験繰返し試験においては、き裂深さ 67%の試験体を2 Cyclic loading test体用いて、異なる荷重範囲をねらいとして変位制御に より繰返し負荷し、荷重低下が生じ始めたサイクルを 限界サイクル数とした。ねらいとする荷重範囲の設定に当たっては、崩壊荷重の評価方法に基づいて得られ 3. 試験結果及び評価た評価値(この場合821kN であり、維持規格及び火原協 3.1 単調負荷試験」ガイドラインの許容値の 1.5 倍に相当する)を1条件と 単調負荷試験においては、3体とも大きく塑性変形し、他の1条件は、荷重範囲と限界サイクル数の関係 し安定な挙動を示した。なおも負荷を続けたところ、 かわかるよがわかるように上記許容値の 0.8 倍(評価値の 0.53 倍) 最後には、き裂導入断面のうち引張応力が最も大きい に設定した。 位置(Fig.4の試験体図で最も上の位置)でき裂が貫通し、 Fig. 6 及び Fig.7にそれぞれの条件における繰返し負 その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平均 動を示した。で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig. 66)/ Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す。限界サイクル数は 730 であった(Fig. 7)。 3.1 単調負荷試験」単調負荷試験においては、3体とも大きく塑性変形 し安定な挙動を示した。なおも負荷を続けたところ、 最後には、き裂導入断面のうち引張応力が最も大きい 位置(Fig. 4 の試験体図で最も上の位置)でき裂が貫通し、 その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙 その後急速に円周方向に広がって荷 動を示した。Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ No.2)について、試験で得られた荷重 とともに、2. で述べた崩壊荷重の Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す とともに、2. で述べた崩壊荷重の評価方法に従って 求めた荷重-変位曲線及び評価上の崩壊荷重(二倍勾 配線との交点)を合わせて示した。試験で得られた最大 荷重が約 1600kN であったのに対し崩壊荷重の評価値 は 821kN であったことから、崩壊荷重の評価方法は試 験結果に対して保守的な評価を与えることがわかった。 なお、崩壊荷重の評価方法に基づき荷重-変位曲線を 求めるための解析方法については、汎用解析コード ABAQUS を用いて、き裂導入部位の周辺のみをソリッ ド要素で、残りの大部分の円筒部分をシェル要素でモ デル化した解析と、全体をシェル要素でモデル化した 解析の2通りの有限要素解析を行い、それらがほとん その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙。 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平 動を示した。で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig.. Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す限界サイクル数は 730 であった(Fig. 7)。 とともに、2. で述べた崩壊荷重の評価方法に従ってLoading from above to below 求めた荷重-変位曲線及び評価上の崩壊荷重(二倍勾Loading from below to aboveTest No.4 配線との交点)を合わせて示した。試験で得られた最大 荷重が約 1600kN であったのに対し崩壊荷重の評価値 は 821kN であったことから、崩壊荷重の評価方法は試 験結果に対して保守的な評価を与えることがわかった。 なお、崩壊荷重の評価方法に基づき荷重-変位曲線を““200F 求めるための解析方法については、汎用解析コード ABAQUS を用いて、き裂導入部位の周辺のみをソリッ204060 ド要素で、残りの大部分の円筒部分をシェル要素でモNumber of cycles デル化した解析と、全体をシェル要素でモデル化した Fig. 6 Peak load history at cyclic loading test No.4 解析の2通りの有限要素解析を行い、それらがほとん1000(NY) peo7- 382 - ど同一の荷重-変位曲線を与えることを確認している 81。 3500 3000 .........Twice slope line 2500Experimental result (No.2)2000Evaluation result by JSME1500 1000500H1 1015 Displacement (mm) Fig. 5 Comparison of load-displacement curves between experimental and evaluation result繰返し試験においては、き裂深さ 67%の試験体を2 体用いて、異なる荷重範囲をねらいとして変位制御に より繰返し負荷し、荷重低下が生じ始めたサイクルを 限界サイクル数とした。ねらいとする荷重範囲の設定 に当たっては、崩壊荷重の評価方法に基づいて得られ た評価値(この場合 821kN であり、維持規格及び火原協 ガイドラインの許容値の 1.5 倍に相当する)を1条件と し、他の1 条件は、荷重範囲と限界サイクル数の関係 がわかるように上記許容値の 0.8 倍(評価値の 0.53 倍) - Fig.6及びFig.7にそれぞれの条件における繰返し負 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平均 で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig. 6)。 試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、4.簡易評価法の検討現行の維持規格や火原協ガイドラインで炉心シュラ ウドに対して要求しているように、二倍勾配法を用い るためには、有限要素法等の数値解法による構造解析 を行うことが必要となる。Rt の小さい、例えば配管の ような円筒形構造物に対しては、維持規格でも、き裂 を有する断面のリガメント部に対して塑性崩壊時の荷 一重のつりあいから許容荷重または許容されるき裂の大 きさを求める方法(いわゆる極限荷重法)が標準的な評 価方法になっている。極限荷重法では簡単な計算に より解を求めることができるため、炉心シュラウドに 対して極限荷重法と、後述する座屈・崩壊に対する評 価法を組み合わせて用いることができれば、二倍勾配 法に比べて非常に簡易な評価が可能となる。ここでは、 将来の規格への取り込み、もしくは規格による評価結 果を早期に見通すための評価に資するため、簡易評価 法の検討を行った。基本的な考え方として、き裂が小さい場合には円筒 形構造物の破損モードは座屈または塑性崩壊によって 決まり、き裂が大きい場合にはき裂を有する断面の残 りリガメントの崩壊によって決まると考える。座屈・ 崩壊の評価は、き裂のない薄肉円筒の座屈評価法とし て高速炉座屈設計評価指針”を参考に行い、き裂が大 きい場合の評価は極限荷重法により行う。一般には、 これらの相関があると考えられることから、座屈・崩 壊とき裂の存在する断面の崩壊というふたつのモード に対する適切な連成を考慮することを考える。すなわち、き裂を有する円筒の破壊に対する裕度を fとすると、(月)-(テ) (4)ここに、f:座屈・崩壊に対する裕度fa : き裂部の崩壊に対する裕度n:連成の強さを表す係数 fu, fムはそれぞれ次のように表される。(月) (W) (23)Loading from above to below Loading from below to aboveTest No.51000 2800 \600 る4000 200 ““o_ 200′ 400 600 800Number of cycles Fig. 7 Peak load history at cyclic loading test No.5これらの繰返し負荷試験結果を、限界サイクル数と 荷重範囲の関係に整理すると Fig. 8 のようになった。 図中には、繰返し負荷試験結果とともに、同じき裂深 さ条件の単調負荷試験における最大荷重を、サイクル 数=1としてプロットしてある。これらの試験結果と、 同じき裂深さ条件に対する許容荷重(崩壊荷重の評価 値を 1.5 で割った値)を、設計時に地震荷重に対する等 価繰返し数として考慮される 60 サイクルにプロット した点(規格上の許容限界)とを比較すると、試験結果の 方が規格上の許容限界を大きく上回っていることから、 維持規格や火原協ガイドラインで設定した許容限界は、 地震荷重の繰返しを考慮しても妥当であると判断され る。* Allowable limit:Load limit = Evaluated limit load / 1.5 Cycle limit = 60 cycles (Equivalent cycle number in design)104Monotonic loading test resultCyclic loading test results3103Load (kN)Allowable limit*| Estimated load-Ner curve | 1024 '100 , 101_ 102 1 03Critical number of cycles Fig. 8 Relation between load range and criticalnumber of cyclesすなわち、き裂を有する円筒の破壊に対する裕度を こすると、(月) (22) ・(ここに、:座屈・崩壊に対する裕度f:き裂部の崩壊に対する裕度n:連成の強さを表す係数 Er, fムはそれぞれ次のように表される。(月) (0.01 (2)- 383 -45111)ここに、M:地震時の評価点におけるモーメントMcR:許容曲げ座屈強度(文献[9]による) Q : 地震時の評価点における水平せん断力 Qck:許容せん断座屈強度(文献[9]による) P: 一次曲げ応力 P' : 塑性崩壊時の曲げ応力 a:形状係数で、下記により算出する座 イきただし、Di:内径、Do:外径 外側全周き裂を有する円筒の有限要素法による座 屈・崩壊解析を、き裂深さを板厚の 50%, 60%, 67%, 75%, 85%と変えて5ケース行い、これらを正と考えたとき の簡易評価法が有する裕度を算出し、係数 n を3,4,5 と変化させて連成式の当てはめ性を調べたところ、Fig. 9のような結果となった。この評価例においては、n=4 で簡易評価式は妥当な記述性を有することが確認され た。なお、この検討における有限要素法解析では、材 料の応力ひずみ関係は今回の試験材を用いた引張試験 から得られた実際の材料物性を近似して与えている。 今後、規格への適用を行う際にはより広範囲の検討が 必要と考えるが、適用性の見通しは得られたと考えられる。1.5| (a) (a)OFEMO FEM: 1/f0.5()()1.510_ 0.5 1/FA1 _Fig.9 Example of simplified evaluation 5.結言1) 評価方法の保守性の確認炉心シュラウドを模擬したき裂を有する円筒の 座屈・崩壊挙動は、維持規格及び火原協ガイドラ インの評価方法(二倍勾配法)で保守的に推定で きることを試験により確認した。 2) 荷重繰返しの影響確認維持規格及び火原協ガイドラインの評価方法 (安全係数)により、地震時の繰返し荷重に対す る保守性が確保されることを試験により確認した。 3) 簡易評価法の可能性既存の薄肉円筒の座屈・崩壊評価法と極限荷重 法との連成を考慮した簡易評価式について考察を 行い、適用性の見通しを得た。謝辞本研究は BWR5電力、電源開発、原電、東芝及び日 立が共同で実施した電力共通研究「き裂を有する炉内 構造物の地震時健全性に関する研究(フェーズ1)」の成 果の一部である。参考文献[1] 「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令」昭和 40年6月 15 日通商産業省令第 62 号,平成15年9月22日経済産業省令第102号により改正) [2] NISA-3220-03-2,NISA-163c-03-2 「発電用原子力設備における破壊を引き起こすき裂その他の欠陥の解釈について」原子力安全・保安院,2003年 12月3日 [3] NISA-3220-05-7 「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令の解釈について」原子力安全・保安院,2005年12月16日 [4] 原子力発電用設備規格維持規格 2002 年改訂版(JSME S-NA1-2002)、(社)日本機械学会,2002年10月 [5] 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】.(社)火力原子力発電技術協会,2000年3月 「6] BWR炉内構造物点検評価ガイドライン「炉心シュラウド1.(社)火力原子力発電技術協会,2001年11月 [7] 原子力発電用設備規格設計・建設規格 2005 年版(JSME S-NC1-2005),(社)日本機械学会,2005年9月 [8] Murofushi, et.al., “Experimental Study on StructuralIntegrity of a Core Shroud with a Crack under SeismicLoad,” ICONE13-50368, Beijing, China, May 2005 [9] 発電用新型炉技術確証試験(高速増殖炉技術確証試験に関するもの)調査報告書別冊,(財)電力中央研究 所,1998年3月- 384 -“ “き裂を有する円筒形炉内構造物に対する構造健全性評価法について“ “堂崎 浩二,Koji DOZAKI
「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省 -」 (昭和 40年6月15 日通商産業省令第 62 号)は、平 15年9月22日の経済産業省令第 102号により改正 れ、原子炉施設に属する構造物に欠陥が存在しても、 れが破壊を引き起こす恐れのない欠陥(原子炉冷却 圧力バウンダリについては貫通の恐れのない欠陥) あれば省令不適合とはならないことが明記されたり。 はこの新規追加条項の解釈文書(いわゆる NISA 文 ) を発信し、その中で(社)日本機械学会(JSME)の発行 た維持規格 2002 年改訂版の適用を承認したい。その 、平成17年7月1日には、通商産業省令第 62号は 済産業省令第68号により大規模に改正(いわゆる性 規定化)され、平成18年1月1日より施行されたが、 の改正省令 62 号に対する解釈を与えるNISA文書が 信され、この中で上述の欠陥解釈に係る NISA 文書 引用することで、JSME 維持規格は規制に用いられ 民間規格の位置づけを継続して与えられている。 JSME 維持規格では、大まかに言って、従来から行 れてきた供用期間中検査(ISINを標準検査として位置 けたほか、これに加えて炉内構造物等の特定機器に して応力腐食割れ(SCC)等の特定の破損モードを想 した個別検査の規定を設けている。JSME 維持規格 02 年改訂版においては、沸騰水型原子力発電所 WR)における安心シュラウド及びシュラウドサポーに対して個別検査規定が設けられた(以下特に断ら ない場合、「維持規格」と言えば JSME 維持規格 2002 三改訂版を指す)。維持規格におけるこれらの規定は、 土)火力原子力発電技術協会が発行した炉内構造物点 ☆評価ガイドライン(以下、火原協ガイドラインという) 内容を参考に維持規格に取り入れられたものである[。維持規格及び火原協ガイドラインにおいては、これ の炉内構造物にき裂が発見された場合、継続使用期 日中のき裂進展を考慮した上で地震荷重等の想定荷重 に対する構造健全性を、二倍勾配法と呼ばれる解析評 百手法により判定することとしている。この手法は、 裂のない炉心支持構造物(炉心シュラウド及びシュ ラウドサポートはその一部を構成する)に対して JSME 会計・建設規格 2005 年版(特に断らない場合、「設計・ 設規格」はこれを指す)が採用している方法”と、安 係数を除いて同一である(安全係数は維持規格の方 大きく取っている)。 維持規格及び火原協ガイドライ において、き裂を有する安心シュラウド等に対して っこの手法を適用している理由としては、使用材料が 三性、物性の高いオーステナイト系ステンレス鋼(炉心 シュラウド)または高ニッケル合金(シュラウドサポー -)であること、安心シュラウドについては炉心に近い 接継手に対し中性子照射による延性の低下を考慮し 線形破壊力学に基づく評価を追加して行う規定とし ごいることが挙げられる。 一方、炉心シュラウドのように比較的単純な円筒形 に近い構造であっても配管に比べて半径/板厚比(R/) 大きい場合や、シュラウドサポートのように複雑形である場合に、き裂を有する構造物への二倍勾配法 っ適用性を試験により検証するため、BWR 電力・メー ■は共同で、実機条件を模擬した試験を行った。本報 さは、このうち炉心シュラウドを想定したき裂付き円 百形試験体を用いた試験研究の成果について報告する。
- Expected actual behavior - Limit analysis using elastic-perfectly-plastic model -.-.- Elastic slope ...... Twice-elastic slopeExpected limit load ofactual component --Limit load by analysisAllowable load: (Limit load ) / (safety factor=1.5)Displacement Fig.2 Evaluation of limit load3. 試験体と試験条件2. で述べた崩壊荷重の評価方法が、き裂を有する A の大きい円筒形構造物にも適用可能であることを き証するため、およそ 1/5 スケールの大きさの円筒形 式験体を用いて、一端を固定し、他端に横荷重を負荷 し、荷重-変位関係を求める単調負荷試験(3体)、及び 也震時の繰返し荷重の影響を調べるための繰返し負荷 式験(2体)を実施した。試験装置を Fig.3 に、試験条件 を Table 1 にそれぞれ示す。
Fig.4に示すように、試験体はSUS316L製で、炉心 シュラウドを模擬し R/t=50 とした。各試験体には Table 1 に対板厚比で示した深さのき裂を、固定端フラ ンジから 20mm の位置の外面に全周にわたって放電加 工により導入した。2. 崩壊荷重の評価方法Fig. 1 に典型的な型式の炉心シュラウドを模式的に す。維持規格及び火原協ガイドラインにおいて、き 裂を有する安心シュラウドの崩壊荷重を算出する手順 は次のとおりである。規格上の許容値は、下記で求め 三崩壊荷重に安全係数 1.5 を見込んで定められる[4][0。 (1) 炉心シュラウドの周方向溶接継手のうち、最も低い位置にあって崩壊に関して最も厳しい負荷 条件(モーメント最大)となる H7 溶接継手にき裂を設定する。 (2) シュラウドの形状、拘束条件、対称性及び(1)で設定したき裂を考慮して有限要素法による解析 モデルを作成する。 運転時に炉心シュラウドに一次応力を生じさせ る差圧、自重及び地震荷重を考慮して荷重条件を設定する。 (4) Fig.2 に示すように、大変形弾塑性解析により荷重-変位関係を求め、初期弾性勾配の二倍の傾 きを持つ直線との交点を崩壊荷重とする。解析 に用いる材料の応力ひずみ関係は 2.38m(Sm は 設計・建設規格で定められる設計応力強さ)を弾 性限界とする弾完全塑性体を仮定する。-3ReactorPressure Circumferential / Vessel weldsCore ShroudH4 H6aH6bH7a (H7bShroud SupportFig.1 Typical BWR core shroudLoading rod Loading directionSpecimen＝=ixed stand/Displacement gaugeenFig.3 Test setup and configuration of test specimen381ど同20mmDuter circumferentialcrack(h900mm/9mmLoad (kN)|1140mm__No.Type11Monotonic loading test13Crack depth/Wali thicknessLoad 75% Loading continues until buckling 67% or collapse occurs 50% 67% Limit load by JSME* x 1.067% Limit load by JSME* * 0.53 *)limit load by JSME = Limit load calculated by limit analysis using elastic-perfectly-plastic model(ay%3D2.35m).Cyclic loading test5Fig. 4 Configuration of test specimen15Table 1 Test conditions10 - Displacement (mm) Fig. 5 Comparison of load-displacement curves between experimental and evaluation resultNo.TypeCrack depth/Wallthickness 75% 67% 50% 67% 67%Load Loading continues until buckling or collapse occursMonotonic loading test| Limit load by JSME* x 1.0Limit load by JSME* X 0.53* )limit load by JSME = Limit load calculated by limit analysis using elastic-perfectly-plastic model(ay%3D2.35m).3.2 繰返し負荷試験繰返し試験においては、き裂深さ 67%の試験体を2 Cyclic loading test体用いて、異なる荷重範囲をねらいとして変位制御に より繰返し負荷し、荷重低下が生じ始めたサイクルを 限界サイクル数とした。ねらいとする荷重範囲の設定に当たっては、崩壊荷重の評価方法に基づいて得られ 3. 試験結果及び評価た評価値(この場合821kN であり、維持規格及び火原協 3.1 単調負荷試験」ガイドラインの許容値の 1.5 倍に相当する)を1条件と 単調負荷試験においては、3体とも大きく塑性変形し、他の1条件は、荷重範囲と限界サイクル数の関係 し安定な挙動を示した。なおも負荷を続けたところ、 かわかるよがわかるように上記許容値の 0.8 倍(評価値の 0.53 倍) 最後には、き裂導入断面のうち引張応力が最も大きい に設定した。 位置(Fig.4の試験体図で最も上の位置)でき裂が貫通し、 Fig. 6 及び Fig.7にそれぞれの条件における繰返し負 その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平均 動を示した。で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig. 66)/ Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す。限界サイクル数は 730 であった(Fig. 7)。 3.1 単調負荷試験」単調負荷試験においては、3体とも大きく塑性変形 し安定な挙動を示した。なおも負荷を続けたところ、 最後には、き裂導入断面のうち引張応力が最も大きい 位置(Fig. 4 の試験体図で最も上の位置)でき裂が貫通し、 その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙 その後急速に円周方向に広がって荷 動を示した。Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ No.2)について、試験で得られた荷重 とともに、2. で述べた崩壊荷重の Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す とともに、2. で述べた崩壊荷重の評価方法に従って 求めた荷重-変位曲線及び評価上の崩壊荷重(二倍勾 配線との交点)を合わせて示した。試験で得られた最大 荷重が約 1600kN であったのに対し崩壊荷重の評価値 は 821kN であったことから、崩壊荷重の評価方法は試 験結果に対して保守的な評価を与えることがわかった。 なお、崩壊荷重の評価方法に基づき荷重-変位曲線を 求めるための解析方法については、汎用解析コード ABAQUS を用いて、き裂導入部位の周辺のみをソリッ ド要素で、残りの大部分の円筒部分をシェル要素でモ デル化した解析と、全体をシェル要素でモデル化した 解析の2通りの有限要素解析を行い、それらがほとん その後急速に円周方向に広がって荷重低下を生じる挙。 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平 動を示した。で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig.. Fig. 5 に、代表例としてき裂深さ 67%の場合(試験体試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、 No.2)について、試験で得られた荷重-変位関係を示す限界サイクル数は 730 であった(Fig. 7)。 とともに、2. で述べた崩壊荷重の評価方法に従ってLoading from above to below 求めた荷重-変位曲線及び評価上の崩壊荷重(二倍勾Loading from below to aboveTest No.4 配線との交点)を合わせて示した。試験で得られた最大 荷重が約 1600kN であったのに対し崩壊荷重の評価値 は 821kN であったことから、崩壊荷重の評価方法は試 験結果に対して保守的な評価を与えることがわかった。 なお、崩壊荷重の評価方法に基づき荷重-変位曲線を““200F 求めるための解析方法については、汎用解析コード ABAQUS を用いて、き裂導入部位の周辺のみをソリッ204060 ド要素で、残りの大部分の円筒部分をシェル要素でモNumber of cycles デル化した解析と、全体をシェル要素でモデル化した Fig. 6 Peak load history at cyclic loading test No.4 解析の2通りの有限要素解析を行い、それらがほとん1000(NY) peo7- 382 - ど同一の荷重-変位曲線を与えることを確認している 81。 3500 3000 .........Twice slope line 2500Experimental result (No.2)2000Evaluation result by JSME1500 1000500H1 1015 Displacement (mm) Fig. 5 Comparison of load-displacement curves between experimental and evaluation result繰返し試験においては、き裂深さ 67%の試験体を2 体用いて、異なる荷重範囲をねらいとして変位制御に より繰返し負荷し、荷重低下が生じ始めたサイクルを 限界サイクル数とした。ねらいとする荷重範囲の設定 に当たっては、崩壊荷重の評価方法に基づいて得られ た評価値(この場合 821kN であり、維持規格及び火原協 ガイドラインの許容値の 1.5 倍に相当する)を1条件と し、他の1 条件は、荷重範囲と限界サイクル数の関係 がわかるように上記許容値の 0.8 倍(評価値の 0.53 倍) - Fig.6及びFig.7にそれぞれの条件における繰返し負 荷試験結果を示す。試験体 No.4 では、荷重範囲は平均 で 832kN であり、限界サイクル数は 34 であった(Fig. 6)。 試験体 No.5 では、荷重範囲は平均で 429kN であり、4.簡易評価法の検討現行の維持規格や火原協ガイドラインで炉心シュラ ウドに対して要求しているように、二倍勾配法を用い るためには、有限要素法等の数値解法による構造解析 を行うことが必要となる。Rt の小さい、例えば配管の ような円筒形構造物に対しては、維持規格でも、き裂 を有する断面のリガメント部に対して塑性崩壊時の荷 一重のつりあいから許容荷重または許容されるき裂の大 きさを求める方法(いわゆる極限荷重法)が標準的な評 価方法になっている。極限荷重法では簡単な計算に より解を求めることができるため、炉心シュラウドに 対して極限荷重法と、後述する座屈・崩壊に対する評 価法を組み合わせて用いることができれば、二倍勾配 法に比べて非常に簡易な評価が可能となる。ここでは、 将来の規格への取り込み、もしくは規格による評価結 果を早期に見通すための評価に資するため、簡易評価 法の検討を行った。基本的な考え方として、き裂が小さい場合には円筒 形構造物の破損モードは座屈または塑性崩壊によって 決まり、き裂が大きい場合にはき裂を有する断面の残 りリガメントの崩壊によって決まると考える。座屈・ 崩壊の評価は、き裂のない薄肉円筒の座屈評価法とし て高速炉座屈設計評価指針”を参考に行い、き裂が大 きい場合の評価は極限荷重法により行う。一般には、 これらの相関があると考えられることから、座屈・崩 壊とき裂の存在する断面の崩壊というふたつのモード に対する適切な連成を考慮することを考える。すなわち、き裂を有する円筒の破壊に対する裕度を fとすると、(月)-(テ) (4)ここに、f:座屈・崩壊に対する裕度fa : き裂部の崩壊に対する裕度n:連成の強さを表す係数 fu, fムはそれぞれ次のように表される。(月) (W) (23)Loading from above to below Loading from below to aboveTest No.51000 2800 \600 る4000 200 ““o_ 200′ 400 600 800Number of cycles Fig. 7 Peak load history at cyclic loading test No.5これらの繰返し負荷試験結果を、限界サイクル数と 荷重範囲の関係に整理すると Fig. 8 のようになった。 図中には、繰返し負荷試験結果とともに、同じき裂深 さ条件の単調負荷試験における最大荷重を、サイクル 数=1としてプロットしてある。これらの試験結果と、 同じき裂深さ条件に対する許容荷重(崩壊荷重の評価 値を 1.5 で割った値)を、設計時に地震荷重に対する等 価繰返し数として考慮される 60 サイクルにプロット した点(規格上の許容限界)とを比較すると、試験結果の 方が規格上の許容限界を大きく上回っていることから、 維持規格や火原協ガイドラインで設定した許容限界は、 地震荷重の繰返しを考慮しても妥当であると判断され る。* Allowable limit:Load limit = Evaluated limit load / 1.5 Cycle limit = 60 cycles (Equivalent cycle number in design)104Monotonic loading test resultCyclic loading test results3103Load (kN)Allowable limit*| Estimated load-Ner curve | 1024 '100 , 101_ 102 1 03Critical number of cycles Fig. 8 Relation between load range and criticalnumber of cyclesすなわち、き裂を有する円筒の破壊に対する裕度を こすると、(月) (22) ・(ここに、:座屈・崩壊に対する裕度f:き裂部の崩壊に対する裕度n:連成の強さを表す係数 Er, fムはそれぞれ次のように表される。(月) (0.01 (2)- 383 -45111)ここに、M:地震時の評価点におけるモーメントMcR:許容曲げ座屈強度(文献[9]による) Q : 地震時の評価点における水平せん断力 Qck:許容せん断座屈強度(文献[9]による) P: 一次曲げ応力 P' : 塑性崩壊時の曲げ応力 a:形状係数で、下記により算出する座 イきただし、Di:内径、Do:外径 外側全周き裂を有する円筒の有限要素法による座 屈・崩壊解析を、き裂深さを板厚の 50%, 60%, 67%, 75%, 85%と変えて5ケース行い、これらを正と考えたとき の簡易評価法が有する裕度を算出し、係数 n を3,4,5 と変化させて連成式の当てはめ性を調べたところ、Fig. 9のような結果となった。この評価例においては、n=4 で簡易評価式は妥当な記述性を有することが確認され た。なお、この検討における有限要素法解析では、材 料の応力ひずみ関係は今回の試験材を用いた引張試験 から得られた実際の材料物性を近似して与えている。 今後、規格への適用を行う際にはより広範囲の検討が 必要と考えるが、適用性の見通しは得られたと考えられる。1.5| (a) (a)OFEMO FEM: 1/f0.5()()1.510_ 0.5 1/FA1 _Fig.9 Example of simplified evaluation 5.結言1) 評価方法の保守性の確認炉心シュラウドを模擬したき裂を有する円筒の 座屈・崩壊挙動は、維持規格及び火原協ガイドラ インの評価方法(二倍勾配法)で保守的に推定で きることを試験により確認した。 2) 荷重繰返しの影響確認維持規格及び火原協ガイドラインの評価方法 (安全係数)により、地震時の繰返し荷重に対す る保守性が確保されることを試験により確認した。 3) 簡易評価法の可能性既存の薄肉円筒の座屈・崩壊評価法と極限荷重 法との連成を考慮した簡易評価式について考察を 行い、適用性の見通しを得た。謝辞本研究は BWR5電力、電源開発、原電、東芝及び日 立が共同で実施した電力共通研究「き裂を有する炉内 構造物の地震時健全性に関する研究(フェーズ1)」の成 果の一部である。参考文献[1] 「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令」昭和 40年6月 15 日通商産業省令第 62 号,平成15年9月22日経済産業省令第102号により改正) [2] NISA-3220-03-2,NISA-163c-03-2 「発電用原子力設備における破壊を引き起こすき裂その他の欠陥の解釈について」原子力安全・保安院,2003年 12月3日 [3] NISA-3220-05-7 「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令の解釈について」原子力安全・保安院,2005年12月16日 [4] 原子力発電用設備規格維持規格 2002 年改訂版(JSME S-NA1-2002)、(社)日本機械学会,2002年10月 [5] 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】.(社)火力原子力発電技術協会,2000年3月 「6] BWR炉内構造物点検評価ガイドライン「炉心シュラウド1.(社)火力原子力発電技術協会,2001年11月 [7] 原子力発電用設備規格設計・建設規格 2005 年版(JSME S-NC1-2005),(社)日本機械学会,2005年9月 [8] Murofushi, et.al., “Experimental Study on StructuralIntegrity of a Core Shroud with a Crack under SeismicLoad,” ICONE13-50368, Beijing, China, May 2005 [9] 発電用新型炉技術確証試験(高速増殖炉技術確証試験に関するもの)調査報告書別冊,(財)電力中央研究 所,1998年3月- 384 -“ “き裂を有する円筒形炉内構造物に対する構造健全性評価法について“ “堂崎 浩二,Koji DOZAKI