BWRにおけるステンレス鋼鋳鋼製機器の熱時効評価の技術基盤
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カテゴリ: 第16回
暉 におけるステンレス鋼鋳鋼製機器の熱時効評価の技術基盤
Technical basis of thermal aging evaluation of stainless steel cast steel components in BWR
電中研
新井
拓
Taku ARAI
Member
電中研
三浦
靖史
Yasufumi MIURA
Member
電中研
澤部
孝史
Takashi SAWABE
電中研
別役
潔
Kiyoshi BETSUYAKU
Abstract
Aging management technical evaluation is required for LWRs every 10 years at and after 30 years operation in Japan. Thermal aging evaluation of austenitic cast stainless steel components is one of the items of aging evaluation. Technical basis of thermal aging evaluation for BWR components such as thermal aging behavior of cast stainless steel used in Japanese BWRs, applicability of thermal aging prediction models and basic way of integrity evaluation of the components are described in this paper.
Keywords: BWR, Cast stainless steel, Thermal aging, Aging management technical evaluation, Technical basis
1 はじめに
オーステナイト系ステンレス鋼鋳鋼は、強度や耐食性およ 性に れることから、PWR の一 冷却
を め、BWR の ン ー ン や な に使 れている。オーステナイトとフェライトの2 相組織を持つオーステナイト系ステンレス鋼鋳鋼は、300℃以上の温度に長時間曝されると延性や破壊靱性が低下する熱時効
化 以下、 に熱時効と ）を じることが られている[1], [2]。このため、高経年化対応において着目すべき経年劣化事象の一つと考えられており、高経年化技術評価における経年劣化評価項目の一つに挙げられてい る[3]。熱時効は温度が高い程早く進行することから、当初は冷却材温度が320℃程度と高いPWR が対象と考えられており、冷却材温度が290℃程度と低いBWR の機器については高経年化技術評価の対象と考えられていなかった。しかし、国外の実機廃却材の調査から300℃以 下の温度においても熱時効による靱性低下の傾向が認められたという 見[4]な を反映し、250℃以上の環境温
〒201-8511 神奈川県横須賀市長坂2-6-1
一財）電力中央研究所 材料科学研究所、
E-mail: arait@criepi.denken.or.jp
度に曝される機器を評価対象とすることになった[5]。このため、現在ではBWR 機器についても評価の対象となっている。PWR ではBWR に先んじて破壊靱性予測モ
H3T モ ）の [6]や 性評価 の整備が行 れた。BWR の機器についてもPWR と基 にじ で評価可能であると考えられたが、H3T モ
時の ータベースにBWR のステンレス鋳鋼機器の主要材料の一つであるSCS16A 鋼が含まれていなかったこと、PWR の評価対象機器とBWR の評価対象機器がなること、使用温度条件がPWR よりも低いことから、PWR 向けに整備された技術基盤のBWR への適用性の確認を中心にBWR の技術基盤の整備が行な れてきた[7]-[10]。 報では、 一財）電力中央研究所[7]-[9]やBWR 電力と ラントメーカによる電力共通研究[10]で行な れてきたBWR に対する技術基盤の整備について紹介する。
2 熱時効特性
国内BWR のステンレス鋳鋼機器に主に使用されている材料は以下である。
JIS G5121 SCS13、SCS14、SCS16A ASTM A351 CF3M を含む）、SCS19A CF3 を含む）[11], [12]
このうち、高経年化技術評価における熱時効評価の代表機器となる可能性がある再循環 ン や再循環系出入り口 に使用されているSCS16A については、熱時効挙動に関する 見が少ないこと、H3T モ 時の ータベースに含まれていないことから、SCS16A の熱時効特性の把握と破壊靱性モ の適用性に関する検討が行な
れた[7]-[10]。
熱時効特性の把握
オーステナイト系ステンレス鋼鋳鋼は鋳込み時の凝固 過程でフェライト相が形成されるため、オーステナイト とフェライトの2 相からなる金属組織を有している。ステンレス鋼鋳鋼の金属組織の例を図1 に示す。軽 炉の運転中の冷却材温度～400℃程度の加速熱時効温度に曝 されると以下のミクロ組織 な変化が じる[7], [13]。フェライト相中のCr 濃度に濃淡が じる相分離が起こ
る。また、Ni、Mn、Si を主たる構成元素とする析出物が析出する。これらのミクロ組織 な変化により、フェライト相が硬化し、 くなることが靱性低下を じる原
である。SCS16A 熱時効材のフェライト相に対するトム ローブ分析で得た トムマッ の例を図2 に示す[8]。 図のCr のマッ において、時効温度が高い程、濃淡が明確に表れており、相分離によりCr の分布に濃淡が じていることが認められる。Ni、Si、Mn、Mo のマッ においては、温度が高くなると濃度が高いス ットが出現し、Ni、Si、Mn、Mo 等から形成される析出物が析出していることが分かる。
る。一方、時効温度275℃では15000 時間の時効ではVariation の値に変化が認められない。
図2 ステンレス鋼鋳鋼熱時効材のアトムマップの例(SCS16A、静鋳造、フェライト量(ASTM A800) 23 9% ）[8] (各マップ上の点はそれぞれの元素の原子1 個を示す。）
1.4
1.2
1.0
0.8
Variation
0.6
0.4
0.2
0.0
100101102103104105
時効時間 (h)
図1 ステンレス鋼鋳鋼の の例(SCS16A、静鋳造、フェライト量 20%(実測値)）(色の薄い部分がオーステナイト相、濃い分がフェライト相である。）
図3 に相分離の程度を表すVariation と時効時間の関 を示す[8]。時効温度300℃以上では、時効時間の増加と共にVariation の値が増加すること、 じ時効時間で比較すると時効温度が高い程Variation の値が大きいことが分か
図3 Cr の相分離の程度を表す指標(Var at on）と時効時間の関係(SCS16A、静鋳造、フェライト量(ASTM A800)、D:23 9%、H:17 3%）(Var at on の値が大きいほど、相分離が進行していることを意味する。）[8]
熱時効によるフェライト相の硬さ変化の例を図4 に、熱時効に う延性亀裂進展抵抗の低下の例を図5 に示す[9]。図4 に示されるようにフェライト相の硬さは時間の増加と共に増加する。増加の度へいは時効温度が高い程大きい。図5 に示されるように延性亀裂進展抵抗は時効時間と共に低下することが る。これらのミクロ組織変化や硬さの増加、延性亀裂進展抵抗の低下な の現象は、SCS13(CF8)やSCS14A CF8M）等と基 で じであった[1], [6], [14]。
650
600
550
500
硬さ (HV)
450
時効時間
熱時効は時効時間と共に進行し、時効時間が長いほ熱時効の程度が大きくなる。
時効温度
じ材料条件、時効時間であれば時効温度が高いほ時効が進む。軽 炉機器について熱時効を考慮すべき温度は250℃以上とされている。
400
350
300
100101102103104
時効時間 (h)
105
3 破壊靱性予測
破壊靱性予測モデル
熱時効による靱性低下に関して、米国、日 、仏国で以下の予測モ が提案されている。
ANL モ Rev. 2 米国 コンヌ国立研究所が
図 SCS16A 鋼のフェライト相の と時効 の関係[9] (フェライト量(ASTM A800):17 3%）
1800
1600
1400
1200
1000
J (kJ/m2)
800
600
400
200
0
してモ であり、米国 ラントの運転 間延長申請時の評価に用いられている。[14]
H3T モ 我が国のPWR を評価対象としてされたモ であり、国内PWR の評価に用いられている。[6]
EDF モ フランスのEDF が評価に用いているモ 。[15]
いずれのモ も2.2 で示した影響 子である材料の化学組成、時効温度およ 時効時間 保持時間）を入力パラメータとして、破壊靱性特性を予測する。 が国ではPWR で使用されている材料と使用条件を考慮してされたH3T モ が評価に用いられている[6]。H3T モ
を したときの ータベースにBWR の主要材料であるSCS16A が含まれていないこと、評価温度条件
00.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
320℃以上を想定したモ であることから、H3T モ
亀裂進展量， ?a (mm)
図5 SCS16A 鋼の熱時効による延性亀裂進展抵抗(J-?a）の低下の例[9] (フェライト量(ASTM A800):17 3%）
2.2 熱時効に する 子
ステンレス鋼鋳鋼の熱時効に対する主たる影響 子は、フェライト量、時効時間、時効温度である[1], [6], [14]。以下に 子の影響について示す。
(1) フェライト量
じ鋳 方 と時効温度、時効時間で比較した へ、フェライト量が多いほ 靱性低下の程度は大きくなる。化学組成はフェライト量を決める主要な 子であり、Cr 当量/Ni 当量比が大きいほ 、フェライト量が大きくなる。
をBWR の評価に使用するためには、これらの点について確認する必要がある。
3.2 破壊靱性予測モデルの適用性
SCS16A の加速熱時効材の破壊靱性 J2.5）の実測値とH3T モ を用いて求めた予測値の関 を図6 に示す[8]。J2.5 は延性亀裂進展抵抗において亀裂が2.5mm 進展した時点での延性亀裂進展抵抗である。H3T モ による予測値は実験による実測値を下回っており、H3T モ
を用いることにより保 の評価が可能であることが分かる。 モ の低温 への拡張については、日 のBWR で長時間使用された ン ー ン 、 箱、体から採取した材料から破壊靱性等の材料特性値を取得 すると共に、H3T モ を用いた予測との比較を行った
[10]。また、新型転換炉原型炉ふげんの解体時にも 様
134.641 (Creq)
- 56.80472 (
2
Creq
) - 4.834366(3)
の調査が行 れた[16]。これらの から、BWR 温度に
eq
eq
ついてもH3T モ を用いて安 の評価が行えることが確認された。
1400
1200
1000
2
J2 5の実測値 (kJ/m )
800
600
400
200
Creq = Cr + 1.4Mo + 1.5Si + Nb - 4.99(4)
Nieq = Ni + 0.5Mn + 26(N - 0.02) + 30C + 2.77(5)
ここで、Cr、Mo、Si、Nb、Ni、Mn、N、C は 元素の含有量 wt%）である。
0
0200
400
600
800
1000
1200
1400
H3Tモデルを用いて求めたJ の予測値 (kJ/m2)
2 5
図6 H3T モデルを用いて予測し:: J2 5の予測値(325℃)と弾塑性破壊靱性試験による実測値(288℃)の比較[8]
4 健全性評価
健全性評価の流れ
高経年化技術評価においては、以下の該当するステンレス鋳鋼機器から評価対象機器、部位を選定し、保 に仮定した仮想亀裂に対する 性を評価している[1]。
評価対象機器の選定条件
使用温度が250℃以上
亀裂の原 と経年劣化事象が想定される。
定 な目視な 点検により亀裂 の確認を行っていない。
上記にへ致する機器の中からフェライト相の含有量およ
応力又は荷重を考慮し評価点を一点抽出する。評価機器?部位抽出のフローを図 7 に示す。フェライト量の算出は、H3T モ を用いて靱性低下の評価を行う へには、 モ で採用されているASTM A800[17]を用いてフェライト量を算出する。ASTM A800 では以下の式を用いてクロム当量 Creq）とNi 当量 Nieq）を求め、 の比からフェライト量 F）を推定している。
図7 熱時効評価の評価機器・部位の抽出フロー
応力については、一 応力 内圧、自重、地震力）を考慮し、さらに安 に評価する へには、二 応力である熱応力な を加味して求める。フェライト量と作用応力を考慮して対象機器と評価点を抽出する。抽出した評価点に対して以下の 順で評価を行う 図8）。
① 初 欠陥寸 の設定 対象機器?部位の内面に半楕円形の初 欠陥を定める。
② 亀裂進展評価 初 欠陥に対して評価 間末 までに想定される過渡事象に基づく亀裂進展評価を行い、評価 間末 における欠陥寸 を求める。
③ 評価 間末 における欠陥寸 を基に亀裂安定性評価に用いる想定亀裂を定める。
④ 亀裂安定性評価 想定亀裂に対して亀裂安定性評価を行う。評価事象で する荷重により亀裂先 に
く破壊力 Japp）と材料の延性亀裂進展抵抗 Jmat）を比較し、不安定破壊が するか否かを 断する評価に用いる Jmat は熱時効による靱性低下を考慮したものを用いる。
30.02316 (Creq)
- 99.90123 (
Creq
) +
上記①の初 欠陥寸 については、 (t)の1/5 の さ(a0
eq
eq
=1/5t )で と じ 口長さ(2c0 = t )を有する半楕円表面
を仮定するのが一般 である。②においては、①で想
定した初 欠陥に対して評価 間中に想定される過渡による荷重の変動に起 する疲労亀裂進展の評価を行い、評価時点での欠陥寸 (a0+?a, 2c0+2?a )を求める。③においては、②で求めた評価時点での半楕円表面欠陥の長さ を有する貫通亀裂をき裂安定性評価用の欠陥として定める。④においては、評価事象で する荷重を基に亀裂先
に く駆動力 Japp）と亀裂長さの関 を求める。さらに、評価時点での延性亀裂進展抵抗 Jmat）をH3T モ
Japp
(d)
亀裂進展 する , Jappと延性亀裂進展 する抵抗 , Jmat を比較し，
Jmat>Japp (a>aJIC)または
Jmatの (dJmat/da)>Jappの
(dJapp/da）
となれば不安定破壊は生じない
(c)
(b)
(a)
a
評価結果が例(a),(b)となれば不安定破壊を生じない。亀裂の不安定化の判定
例
JmatとJappの交差
亀裂の不安定化
破壊
(a)
する
（延性 裂進展が生じない）
しない
(b)
する
不安定化しない
しない
(c)
する（接する）
不安定化する
する
(d)
しない
不安定化する
する
より求める。Japp
とJmat
を比較し、延性亀裂進展による不
安定破壊が するか否かの評価 亀裂安定性評価）を行い、不安定破壊が じないことを確認する。初 亀裂寸と亀裂進展評価およ 亀裂安定性評価用の亀裂設定の模式図と亀裂安定性評価の模式図をそれぞれ、図9 と図10 に示す。
図8 熱時効評価の流れ
図10 亀裂安定性評価の模式図
亀裂安定性評価の例
BWR 機器の熱時効評価では、再循環 ン な のン や再循環 ン 入口 な の が評価対象となる へが多い。島根1 号機の原子炉再循環系 ン に対して亀裂安定性評価を行なった を図11 に示す[18]。 図に示されるように、Japp はJmat を大きく下回っており、
性が十分な裕度を持って確保されていることが分か る。東海第二 電所の運転 間延長申請における劣化状況評価の中で実施した評価においても 様の が報告されている 図12）[19]。
200
150
J-Integral, kJ/m2
100
50
0
081624324048
Flaw Half Length, c, mm
図9 亀裂進展評価と亀裂安定性評価用亀裂の 定の模式図
図11 亀裂安定性評価の例
(島根1 号機、原子炉再循環ポンプ出口、フェライト量1 5%、評価 度 286℃、評価時間 8EF )[18]
図12 亀裂安定性評価の例
(東海第二、原子炉再循環ポンプ入口弁、フェライト量 2 3%、評価 度 285℃、評価時間 8EF )[19]
4 まとめ
BWR のステンレス鋳鋼機器の熱時効評価に関する技術基盤は、主として実機相当材料を用いた熱時効特性評価、実機で長 使用された機器の調査に基づき PWR 機器に対して整備された の BWR 機器への適用性を確認することにより確立されてきた。
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