査
電気技術規程
原 子 力 編
原子炉圧力容器に対する供用期間中の
審
破壊靭性の確認方法
公
衆
JEAC 4206-201X
一般社団法人 日本電気協会
原子力規格委員会
原子炉圧力容器に対する供用期間中の破壊靭性の確認方法
目
RF-1000 一般事項
次
·························································································
1
RF-1100 適用範囲
·······················································································
1
RF-1200 参照規格
·······················································································
1
········································································
1
RF-1310 用語の定義
·················································································
1
RF-1320 記号の定義
·················································································
2
··············································································
5
RF-1410 対象となる機器
·········································································
5
RF-1420 対象となる材料
···········································································
5
RF-2000 破壊靭性
審
RF-1400 評価を行う範囲
査
RF-1300 用語及び記号の定義
··························································································
5
RF-2100 関連温度(RTNDT ) ············································································
5
RF-2200 RTNDT 調整値
6
·················································································
RF-2300 衝撃試験及び落重試験により得られる破壊靭性
衆
RF-2400 他の破壊靭性試験により得られる破壊靭性
····································
6
··········································
7
RF-3000 原子炉圧力容器に対する供用期間中の破壊靭性の要求
公
RF-4000 非延性破壊防止に対する健全性評価方法
······························
7
················································
8
RF-4100 耐圧・漏えい試験並びに供用状態 A 及び B に対する健全性評価
·············
8
··········································
8
····························································
9
········································································
9
···········································································
9
RF-4110 原子炉圧力容器に対する圧力・温度要求
RF-4120 圧力・温度制限の評価方法
RF-4121 材料の破壊靭性
RF-4122 最大仮想欠陥
RF-4123 応力拡大係数の計算方法
RF-4124 許容基準
···························································· 10
················································································· 10
RF-4200 供用状態 C 及び D に対する健全性評価
·············································· 10
RF-4210 原子炉圧力容器に対する破壊靱性の要求
i
·········································· 10
RF-4220 一般評価
····················································································
RF-4221 PTS 状態遷移曲線の設定
RF-4222 破壊靭性遷移曲線の設定
RF-4223 許容基準
RF-4230 詳細評価
···························································
11
11
···························································· 12
················································································· 12
···················································································· 13
RF-4231 PTS 状態遷移曲線の設定
··························································· 13
RF-4232 破壊靭性遷移曲線の設定
···························································· 14
RF-4233 許容基準
···················································································· 15
RF-5000 延性破壊防止に対する健全性評価方法
査
RF-4240 是正措置
················································································· 14
··················································· 19
RF-5100 原子炉圧力容器に対する破壊靭性の要求
············································· 19
RF-5200 上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の要求
································ 19
審
RF-5210 上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の評価方法
RF-5211 上部棚破壊靭性
RF-5212 最大仮想欠陥
RF-5213 過渡条件
RF-5214 亀裂進展力
········································································ 20
··········································································· 21
················································································· 21
·············································································· 22
·············································································· 22
公
衆
RF-5215 健全性評価
······················· 20
ii
附属書目次
附属書 A 横膨出量の測定方法
附属書 B 破壊靭性評価方法
·········································································· 附 B-1
················································································ 附 C-1
附属書 D 弾性解析による J 積分
···································································· 附 D-1
解
（解説-RF-1100-1）適用範囲
目
次
··········································································· 解 1
·································································· 解 1
（解説-RF-1420-1）対象となる材料
（解説-RF-2100-1）関連温度
説
査
附属書 C 応力拡大係数
······································································· 附 A-1
··········································································· 解 1
審
（解説-RF-2100-2）破壊靭性参照温度 To を用いた評価方法
（解説-RF-2200-1）RTNDT 調整値
（解説-RF-2300-1）横膨出量
··································· 解 2
····································································· 解 6
··········································································· 解 6
（解説-RF-2300-2）衝撃試験片及び落重試験片の溶接部に対する試験片採取
····································································· 解 7
衆
（解説-RF-2400-1）破壊靭性試験
············ 解 7
（解説-RF-3000-1）新設される原子炉圧力容器炉心領域材料への配慮
（解説-RF-3000-2）溶接熱影響部の取り扱い
····················· 解 8
······················································ 解 9
（解説-RF-4100-1）耐圧・漏えい試験並びに供用状態 A 及び B に対する健全性評価
（解説-RF-4120-1）圧力・温度制限の評価方法
··················································· 解 10
（解説-RF-4122-1）圧力・温度制限の評価に用いる最大仮想欠陥
公
·· 解 9
（解説-RF-4200-1）供用状態 C 及び D の評価方法
··························· 解 18
············································· 解 19
（解説-RF-4200-2）PTS 評価の変遷と保守性 ······················································ 解 20
（解説-RF-4210-1）沸騰水型原子炉圧力容器の供用状態 C 及び D の評価 ················· 解 23
（解説-RF-4221-1）一般評価における評価対象事象
············································· 解 24
（解説-RF-4221-2）残留応力の設定方法
···························································· 解 24
（解説-RF-4221-3）数値解析結果の使用
···························································· 解 25
（解説-RF-4221-4）一般評価に用いる最大仮想欠陥
············································· 解 25
（解説-RF-4221-5）クラッド下の半楕円欠陥に対する応力拡大係数の算出
（解説-RF-4222-1）Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線
iii
··············· 解 26
·············································· 解 27
（解説-RF-4222-2）To に基づく破壊靭性遷移曲線
（解説-RF-4223-1）一般評価における許容基準
················································ 解 29
··················································· 解 29
（解説-RF-4231-1）詳細評価における評価対象事象
（解説-RF-4231-2）破断前漏えい（LBB）概念の適用
（解説-RF-4231-3）混合評価式
············································· 解 29
·········································· 解 30
········································································ 解 31
（解説-RF-4231-4）詳細評価に用いる最大仮想欠陥
（解説-RF-4233-1）詳細評価における許容基準
（解説-RF-4233-3）亀裂伝播停止評価
··················································· 解 32
·································································· 解 32
······························································· 解 35
査
（解説-RF-4233-2）高温予荷重効果
············································· 解 32
··········································································· 解 37
（解説-RF-4240-1）是正措置
（解説-RF-5100-1）原子炉圧力容器に対する上部棚破壊靭性の要求
························ 解 38
（解説-RF-5200-1）上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の要求 ····················· 解 39
（解説-RF-5210-1）上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の評価方法
··················································· 解 40
審
（解説-RF-5211-1）国内上部棚破壊靭性評価式
（解説-RF-5212-1）延性破壊防止に対する健全性評価に用いる最大仮想欠陥
（解説-RF-5213-1）過渡条件
（解説-RF-5214-1）亀裂進展力
············ 解 40
··········································································· 解 41
········································································ 解 41
··········································································· 解 42
衆
（解説-RF-5215-1）許容基準
·············· 解 39
附属書
（解説-附属書 B-1000-1）破壊靭性評価式
·························································· 解 42
（解説-附属書 B-5120-1）TCV の計算方法
··························································· 解 43
公
（解説-附属書 C-4100-1）内圧による応力拡大係数の算出
····································· 解 45
（解説-附属書 C-4200-1）近似応力分布による応力拡大係数の算出
（解説-附属書 C-5000-1）クラッド直下の欠陥に対する計算例
iv
························· 解 46
······························· 解 47
RF-1000
一般事項
RF-1100
適用範囲
本規程は，軽水型発電用原子力設備の原子炉圧力容器の供用期間中の破壊靭性を確認し，
破壊を防止するため，容器を構成する材料の破壊靭性に対する要求及び評価方法について規
定する。
（解説-RF-1100-1）
また，本規程は，20XX 年 XX 月 XX 日以降に実施する原子炉圧力容器の破壊靭性の確認に
適用するものとする。
RF-1200 参照規格
査
(1) 「原子炉構造材の監視試験方法」
（JEAC 4201-2007（2013 年追補版まで含む））
（以下「JEAC
）
4201」という。
(2) 「フェライト鋼の落重試験方法」（JEAC 4202-2004）
（以下「JEAC 4202」という。
）
(3) 「フェライト鋼の破壊靭性参照温度 To 決定のための試験方法」
（JEAC 4216-2011）
（以下
「JEAC 4216」という。
）
(4) （一社）日本機械学会
設計・建設規格(2012 年版) 第 I 編軽
審
発電用原子力設備規格
水炉規格，JSME S NC1-2012（2013 年追補含む）
（以下「JSME 設計・建設規格」という。）
(5) （一社）日本機械学会
発電用原子力設備規格
維持規格(2012 年版)， JSME S
NA1-2012(2013 年追補含む)（以下「JSME 維持規格」という。）
(6) （一社）日本機械学会 発電用原子力設備規格 材料規格(2012 年版)， JSME S NJ1-2012
（2013 年追補含む）
（以下「JSME 材料規格」という。）
衆
(7) 日本工業規格 JIS Z 2242 (2005)
「金属材料のシャルピー衝撃試験方法」
（以下「JIS Z 2242」
という。
）
(8) 米国 NRC 10 CFR 50 Appendix G (2013)及び Appendix H (2008)
RF-1300
用語及び記号の定義
用語の定義
公
RF-1310
(1) 供用期間：発電所の商業運転開始以降，商業運転終了までの期間をいう。
(2) 相当運転期間：原子炉圧力容器の中性子照射の影響を評価するために想定したプ
ラントの定格負荷相当年数(EFPY)での運転期間をいう。なお，本規程において
は，特に断りのない限りこの期間を 32EFPY とする。
(3) 破壊靭性：JSME 設計・建設規格では，衝撃試験，落重試験により求められた値を
すべて破壊靭性と呼称している。本規程では，これらに加えて他の破壊靭性試験
から求められた値(KIc , KJc , KId , KIa , JIc , J－R 曲線等)も含めて破壊靭性と呼称
する。（RF-2400 参照）
(4) 関連温度：落重試験及び衝撃試験によって求められる温度のことをいう。
（RF-2100 参照）
1
(5) 衝撃試験：本規程における衝撃試験は，V ノッチシャルピー衝撃試験のことをい
う。（RF-2300 参照）
(6) 炉心領域：炉心領域とは，炉心の有効高さを直接囲んでいる原子炉圧力容器（圧
延材又は鍛鋼品とその溶接金属を含む胴部）の領域並びにその周辺の相応の照射
損傷を受けると予測される原子炉圧力容器の領域をいう。
ここでいう「その周辺の相応の照射損傷を受けると予測される原子炉圧力容器
の領域」とは，当該領域の相当運転期間における ΔRTNDT 予測値が，炉心の有効
高さを直接囲む領域のそれと同等若しくはそれ以上になると予測される領域を
意味する。
査
(7) NDT 温度(Nil-Ductility Transition temperature)：落重試験あるいは衝撃試験に
より求められた無延性遷移温度(℃)をいう。(RF-2300 参照)
(8) 非延牲破壊：脆性破壊及びそれに準ずる破壊をいう。
(9) 原子炉圧力容器内面：本規程において原子炉圧力容器内面とは，クラッドを含ま
ない容器の内表面をいう。
審
(10) 周方向：原子炉圧力容器胴部の円周方向をいう。
(11) 軸方向：原子炉圧力容器胴部の長手方向をいう。
(12) 評価時期：原子炉圧力容器の中性子照射の影響を評価するために想定した時期を
いう。
(13) 上部棚吸収エネルギー（USE：Upper Shelf Energy）：衝撃試験において，延
性破面率が 100％を示す温度における全ての試験片の吸収エネルギー(J)の平均
衆
値をいう。
(14) 供用状態 A,B,C,D：JSME 設計・建設規格の GNR-2110 による。
(15) 常温最小降伏点：JSME 材料規格の Part 3 第 1 章表 6 に規定される常温最小降伏
点をいう。
記号の定義
公
RF-1320
(1) a：最大仮想欠陥深さ (mm)
(2) aa：停止した亀裂の亀裂深さ (mm)
(3) a*𝑎 ：停止した亀裂の亀裂深さ（a𝑎 /2𝑐𝑎 = 0 の表面亀裂に置換した場合） (mm)
(4) ae：塑性域を考慮した亀裂深さ (mm)
(5) a* ：延性亀裂進展後の亀裂深さ(mm)
(6) a**：延性亀裂進展後の亀裂深さ（a* /2𝑐 * = 0 の表面亀裂に置換した場合） (mm)
(7) Δa：亀裂進展量 (mm)
(8) 𝑐𝑎 ：停止した亀裂の亀裂長さの半長 (mm)
(9) 𝑐 * ：延性亀裂進展後の亀裂長さの半長 (mm)
(10) CMC：RTTo を求める際のマージン (℃)
2
(11) E：縦弾性係数 (MPa)
Gr：平均のグラスホフ数
(12) ̅̅̅̅
(13) J：J 積分 (kJ/m2)
(14) J2.5：延性亀裂が 2.5mm 進展したときの Jmat (kJ/m2)
(15) Japp：亀裂進展力 (kJ/m2)
(16) Jc：非延性破壊開始点での J 積分 (kJ/m2)
(17) Jmat：J 積分で表した上部棚破壊靭性 (kJ/m2)
(18) KI：応力拡大係数 (MPa√m)
(20) KIc：静的平面ひずみ破壊靭性 (MPa√m)
(21) KId：動的平面ひずみ破壊靭性 (MPa√m)
査
(19) KIa：平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性 (MPa√m)
(22) KIp：一次応力による応力拡大係数 (MPa√m)
(23) KIq：二次応力による応力拡大係数 (MPa√m)
(24) KIR：参照破壊靭性 (MPa√m)
審
(25) KJc：Jc より導かれる弾塑性等価応力拡大係数あるいは弾塑性破壊靱性 (MPa√m)
(26) KJc(med) ：JEAC 4216 の MCT-5123 で算出される 1T 相当(試験片厚さ 25.4mm 相
当)に換算した KJc の中央値 (MPa√m)
eq
(27) KJc(med)：JEAC 4216 の MCT-5200 で To を決定した場合の 1T 相当に換算した KJc
の中央値 (MPa√m)
(28) MC： JEAC 4201 の附属書 B の B-2100 の④に基づき関連温度移行量の実測値で
衆
予測を補正する場合に用いるマージン (℃)
(29) Mk：RF-4222 の To に基づく破壊靭性遷移曲線の設定において考慮するマージン
(℃)
(30) Mp：RF-4222 の Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線の設定において，中性子照射に
よる破壊靭性の低下量を予測する際のマージン (℃)
公
(31) Nu：共存場でのヌッセルト数
(32) Nu0：強制乱流場でのヌッセルト数
(33) Pac：亀裂伝播停止時以降の最高圧力（MPa）
(34) Pc：延性亀裂停止後の最高圧力 (MPa)
(35) Pr：プラントル数
(36) r：To 決定の際の有効な試験片の個数
(37) Re：レイノルズ数
(38) Ri：リチャードソン数，Ri＝浮力／慣性力
(39) Rin：原子炉圧力容器胴部の母材内半径 (mm)
(40) RTNDT：関連温度 (℃)
(41) RTNDT(1)：１パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求められた RTNDT
3
（℃）
（RF-2100 参照）
(42) RTNDT(2)：２パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求められた RTNDT
（℃）
（RF-2100 参照）
(43) RTNDT 調整値：照射前の RTNDT に照射による移行量 ΔRTNDT を加えることによ
って照射効果を調整した関連温度 (℃)（RF-2200 参照）
(44) RTTo：To を用いて求めた関連温度 (℃)
(45) ΔRTNDT 計算値：JEAC 4201 の附属書 B の B-2100 の②に基づき求めた照射によ
る RTNDT の移行量の計算値 (℃)
(46) ΔRTNDT 計算値(d)：RF-4220 における評価時期の照射条件と To 決定に使用した
査
破壊靭性試験片の照射条件に対して，JEAC 4201 の附属書 B に従って求めた
ΔRTNDT 計算値の差 (℃)
(47) ΔRTNDT 計算値(e)：RF-4220 における評価時期の照射条件に対して，JEAC 4201
の附属書 B に従って求めた ΔRTNDT 計算値 (℃)
(48) ΔRTNDT 計算値(m)：To 決定に使用した破壊靭性試験片の照射条件に対して，JEAC
審
4201 の附属書 B に従って求めた ΔRTNDT 計算値 (℃)
(49) ΔRTNDT 予測値：ΔRTNDT 計算値にマージンを加えた関連温度移行量の予測値
(℃)
(50) t：原子炉圧力容器胴部の母材あるいは溶接金属を含む溶接継手部の厚さ (mm)
(51) t*：無次元時間
( = 流速×時間 / 原子炉圧力容器入口配管径)
(52) T：金属温度 (℃)
衆
(53) To：JEAC 4216 に基づき求めた破壊靭性参照温度 (℃)（RF-2100 参照）
(54) TD：ダウンカマ部温度 （℃）
(55) TL：完全混合の場合の 1 次冷却材ループ水温度
(56) Tr30：衝撃試験において，41J(30ft-lb)の吸収エネルギーを示す遷移温度 (℃)
(57) Tr30 初期値：照射前の Tr30 の温度 (℃)
公
(58) TS：安全注入水温度 (℃)
(59) ΔTt：Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線の設定に使用する補正温度 (℃)
(60) USE 調整値：JEAC 4201 の附属書 B に基づき求めた，照射前の USE の初期値に
照射による USE の減少率 ΔUSE を用いて照射効果を考慮した USE (J)
(61) ΔUSE：JEAC 4201 の附属書 B に基づき求めた，照射前の USE に対する照射後
の USE の減少量（照射前の値から照射後の値を引いたもの）の比率 (%)
(62) v：流速 (m / s)
(63) ν：ポアソン比
(64) σ：JEAC 4201 の附属書 B の国内脆化予測法の予測誤差の標準偏差 (℃)
(65) σf：流動応力 (MPa) （=( σy + σu ) / 2）
(66) 𝜎𝑀 ：RF-4220 における破壊靭性遷移曲線の設定において，破壊靭性のばらつき
4
を温度方向のばらつきに換算した時の標準偏差 (℃)
(67) 𝜎𝑇𝑜 ：To 決定にあたっての誤差の標準偏差 (℃)
(68) σy：降伏点 (MPa)
(69) σu：引張強さ (MPa)
RF-1400 評価を行う範囲
RF-1410
対象となる機器
RF-1420
対象となる材料（解説-RF-1420-1）
査
評価の対象となる機器は原子炉圧力容器である。
原子炉圧力容器に使用する材料を対象とする。ただし，以下に掲げる材料は除く。
(1) 厚さが 16mm 未満の材料
(2) 断面積が 625mm2 未満の棒の材料
(3) 呼び径が 25mm 未満のボルト，スタッド及びナットの材料
審
(4) 外径が 169mm 未満の管の材料
(5) 厚さが 16mm 又は外径が 169mm 未満の管に接続される管継手及びフランジの材料
(6) オーステナイト系ステンレス鋼及び高ニッケル合金
RF-2000
破壊靭性
関連温度(RTNDT )（解説-RF-2100-1）
衆
RF-2100
RTNDT としては，JSME 設計・建設規格の PVB-2333.1，JEAC 4202，昭和 55 年通商産業
省告示第 501 号（改正平成 6 年 7 月 21 日）の第 4 条第 2 項あるいはそれらに準じる方法に
よる RTNDT (1)があり，これは１パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求められ
る。また，昭和 55 年通商産業省告示第 501 号（制定昭和 55 年 10 月 30 日）の第 4 条第 2
公
項あるいはそれに準じる方法による RTNDT (2)があり，これは２パスビード法による落重試
験及び衝撃試験により求められる。
ここで， JEAC 4216 あるいはそれに準じる方法で破壊靭性参照温度 To が得られた場合に
おいて，
RF-4120 に基づき圧力・温度制限を設定する際には，次式で求めた RTTo を RTNDT(1)
又は RTNDT(2)に置き換えて用いてもよい。
（解説-RF-2100-2）
RTTo = To + CMC + 2  To
····································································
(1)
CMC を表-RF-2100-1 に示す。
 To は，(2)式のとおりとする。
 To 
K Jc(med )  20  14.7
K Jc(med )  30 r
··································································
5
(2)
r は To 決定の際の有効な試験片の個数である。
KJc(med)は単一試験温度法による場合，JEAC 4216 の MCT-5123 で算出される 1T 相当に
𝑒𝑞
換算した値である。複数試験温度法による場合，(3)式により等価な𝐾𝐽𝑐(𝑚𝑒𝑑) を算出し，
KJc(med)の代わりに用いる。
eq
K Jc
( med ) 
1 r
 30  70 exp0.019Ti  To 
r i 1
·················································
(3)
表-RF-2100-1 各種破壊靭性曲線と CMC
適用条項
CMC（℃）
KIR 曲線
附属書 B B-4200 (4)式
63
KIc 曲線
RF-4121 (4)式
30
RTNDT 調整値（解説-RF-2200-1）
審
RF-2200
査
破壊靭性曲線
照射前の RTNDT に照射による関連温度の移行量 ΔRTNDT を加えることによって照射効果を
調整した関連温度のことである。ΔRTNDT は監視試験による実測又は JEAC 4201 の附属書 B
の B-2000 に示す国内脆化予測法による予測によって求める。監視試験による実測において
は，衝撃試験の吸収エネルギー41 J に対応する温度の移行量とする。ここで，移行量とは，
RF-2300
衆
照射前後の差を意味し，照射後の値から照射前の値を引いた値とする。
衝撃試験及び落重試験により得られる破壊靭性
衝撃試験を JIS Z 2242 あるいはそれに準じる方法に従い実施し，吸収エネルギー，横膨出
量，延性破面率に関する平均の遷移曲線を描き，吸収エネルギー41J 及び 68J，横膨出量
0.90mm，延性破面率 50%に対応する温度並びに上部棚吸収エネルギーを求めることができ
公
る。
横膨出量は，
附属書 A に示す方法又はそれと同等な方法により測定する。
（解説-RF-2300-1）
衝撃試験の試験片は， JIS Z 2242 の標準試験片（V ノッチ，幅 10mm）あるいはそれと
同等の試験片を使用し，母材においては試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向の試験片により求められた値とする。
（解説-RF-2300-2）
落重試験は JSME 設計・建設規格の GTM-3300 ，JEAC 4202，昭和 55 年通商産業省告示第
501 号
（改正平成 6 年 7 月 21 日）
の第 4 条第 3 項あるいはそれらに準じる方法に従い実施し，
1 パスビード法の落重試験による無延性遷移温度を求めることができる。また，昭和 55 年通
商産業省告示第 501 号（制定昭和 55 年 10 月 30 日）の第 4 条第 3 項あるいはそれに準じる方
法に従い落重試験を実施し，2 パスビード法の落重試験による無延性遷移温度を求めること
ができる。
6
RF-2400
他の破壊靭性試験により得られる破壊靭性（解説-RF-2400-1）
(1) 静的平面ひずみ破壊靭性（KIc）
ASTM E399-12 “Standard Test Method for Linear-Elastic Plane-Strain Fracture
Toughness KIc of Metallic Materials” ， ASTM E1820-13 “Standard Test Method for
Measurement of Fracture Toughness” Annex A5 “Method for KIc Determination”, ISO
12737：2010 “Metallic material - Determination of plane-strain fracture toughness”, JIS G
0564:1999 「金属材料－平面ひずみ破壊じん（靱）性試験方法」，あるいはそれらに準じる方
法により静的平面ひずみ破壊靭性（KIc）を求めることができる。
査
(2) 弾塑性等価応力拡大係数（KJc）
JEAC 4216，ASTM E1820-13 Annex A6 “Fracture Instabilty Toughness Determination using
J ” ，あるいはそれらに準じる方法により，非延性破壊の開始点の J 積分を求め，これから
導かれる弾塑性等価応力拡大係数（あるいは弾塑性破壊靭性）KJc を求めることができる。
審
(3) 延性亀裂の進展開始に対応する破壊靭性（JIc）
，延性亀裂進展抵抗曲線（J－R 曲線）
ASTM E1820-13 Annex A9 “JIc and KJIc Evaluation”及び A8 “J-R Curve Determination”,
あるいはそれらに準じる方法により，延性亀裂の進展開始に対応する破壊靭性（JIc）
，延性亀
裂進展抵抗曲線（J－R 曲線）を求めることができる。
(4) 動的平面ひずみ破壊靭性（KId）
衆
ASTM E399-12 Annex A10 “Special Requirements for Rapid-Force, Plane-Strain Fracture
Toughness KIc (t) Testing”, ASTM E1820-13 Annex A13 “Method for Rapid Loading KIc
Determination”,あるいはそれに準じる方法により動的平面ひずみ破壊靭性（KId）を求める
ことができる。
公
(5) 平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性（KIa）
ASTM E1221-12a “Standard Test Method for Determining Plane-Strain Crack-Arrest
Fracture Toughness, KIa of Ferritic Steels”あるいはそれに準じる方法により平面ひずみ亀
裂伝播停止破壊靭性（KIa）を求めることができる。
(6) 参照破壊靭性(KIR)
静的，動的及び亀裂伝播停止破壊靭性の下限値として設定されたものが参照破壊靭性(KIR)
である。
RF-3000
原子炉圧力容器に対する供用期間中の破壊靭性の要求
供用期間中の原子炉圧力容器は RF-4000 及び RF-5000 の制限並びに要求を満足すること。
7
また，供用期間中に中性子照射の影響を受ける原子炉圧力容器の炉心領域材料は，JEAC 4201
に従って監視し，評価された照射効果を考慮すること。
（解説-RF-3000-1 及び解説-RF-3000-2）
RF-4000
非延性破壊防止に対する健全性評価方法
RF-4100
耐圧・漏えい試験並びに供用状態 A 及び B に対する健全性評価（解説-RF-4100-1）
RF-4110
原子炉圧力容器に対する圧力・温度要求
(1) 原子炉圧力容器の耐圧・漏えい試験並びに供用状態 A 及び B（耐圧・漏えい試験を除
く）に対する圧力・温度制限及び最低温度要求は RTNDT，供用状態及び負荷される圧
力の程度により異なる。表-RF-4110-1 に示す各供用状態に対して圧力・温度制限の要
査
求又は最低温度要求のいずれかを満足すること。ただし，炉心領域については，圧力・
温度制限の要求を満足すること。
(2) 原子炉圧力容器は，炉心領域材料（圧延材，鍛鋼品，溶接金属）の監視試験結果を含
む中性子照射の影響を考慮して，供用期間中の耐圧・漏えい試験及び運転条件の制限
を設けること。中性子照射の影響は，RF-4120 に規定する最大仮想欠陥最深部におけ
審
る照射条件で評価すること。この際，すべての炉心領域材料の中で最も高くなる RTNDT
調整値を用いること。
表-RF-4110-1 原子炉圧力容器に対する圧力・温度要求
耐圧・漏
えい試験
原子炉圧力
容器の圧力
(注)1.
≦
20％
＞
20％
≦
20％
＞
20％
≦
20％
＞
20％
圧力・温度
制限の要求
衆
供用状態
燃料装荷
後・炉心
が未臨界
公
炉心が未
臨界
供用状態
A 及び B
(耐圧・漏
えい試験
を除く)
炉心が臨
界
RF-4120 に よ
り 求 ま る 圧
力・温度制限
RF-4120 に よ
り 求 ま る 圧
力・温度制限
RF-4120 に よ
り 求 ま る 圧
力・温度制限の
温度に 22℃を
加えた圧力・温
度制限
最低温度要求(注)2.,3
ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い
RTNDT+33℃
(ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT
+50℃)と(ボルト締付け荷重が作用しない部分の材料の最も
高い RTNDT)の高い方
ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT
+33℃
(ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT
+67℃)と(ボルト締付け荷重が作用しない部分の材料の最も
高い RTNDT)の高い方
(「耐圧・漏えい試験」に対して要求される温度)と(ボルト
締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT +22℃)
の高い方
ただし，沸騰水型原子炉圧力容器において，通常水位内で
の運転がなされる場合は，
（ボルト締付け荷重が作用する部
分の材料の最も高い RTNDT +33℃）の要求を満たすこと。
(「耐圧・漏えい試験」に対して要求される温度)と(ボルト
締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT +89℃)
の高い方
(注) 1. 供用前の水圧試験圧力に対する比率
2. 昭和 55 年 10 月 30 日までに原子炉設置許可を受けた原子力発電所用原子炉圧力容器は，RTNDT に代わり NDT 温度
を用いてもよい。
3. 炉心領域材料の RTNDT は RTNDT 調整値を用いること。
8
RF-4120
圧力・温度制限の評価方法（解説-RF-4120-1）
RF-4121
(1)
材料の破壊靭性
常温最小降伏点が 345 MPa 以下のフェライト系耐圧部材料の静的平面ひずみ破壊
靭性 KIc を，RTNDT を基準にした温度の関数として(4)式に示す。
KIc = 36.48 + 22.78 exp {0.036 (T－RTNDT) }
·································
(4)
図-RF-4121-1 に KIc と T－RTNDT との関係曲線を示す。
(4)式において，炉心領域材料については，RTNDT として RTNDT 調整値を用いる。
(4)式は T－RTNDT の値が-100℃以上であって，応力拡大係数 KI の値が 220
査
MPa m 以下の範囲で用いることができる。
RF-2400(1)に基づき， KIc が(4)式より高いことが確認された場合は，(4)式によ
らず，確認されたより高い KIc を評価に用いてもよい。
(2)
常温最小降伏点が 345 MPa を超え，620 MPa 以下の材料の場合は，少なくとも異
なる 3 種類の溶解の鋼について RF-2400(1)にしたがって静的平面ひずみ破壊靭性
審
試験を行い，得られた静的平面ひずみ破壊靭性が(4)式の値以上であれば，(4)式を
用いることができる。
(3)
常温最小降伏点が 620MPa を超える材料については，(4)式は適用できない。
(4)
RTNDT が求められていない場合は附属書 B を用いて RTNDT を設定してもよい。
衆
240
公
静的破壊靭性 KIc （MPa√m ）
220
RT NDT ：関連温度(℃）
T ：金属温度（℃）
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
-120
図-RF-4121-1
RF-4122
K Ic =36.48+22.78exp[0.036(T-RT NDT )]
200
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
T-RT NDT (℃）
静的平面ひずみ破壊靭性 KIc と T-RTNDT との関係曲線（KIc 曲線）
最大仮想欠陥（解説-RF-4122-1）
最大仮想欠陥は最大主応力方向に垂直な鋭い半楕円形の表面欠陥とする。最大仮想欠
陥寸法は(1)から(4)とする。ただし，より小さな最大仮想欠陥を保証できる場合は，より
9
小さな欠陥を最大仮想欠陥として用いてもよい。
(1) 60 mm ≦ t ＜ 100 mm の胴部
最大仮想欠陥深さは 25 mm，長さは 150 mm とする。
(2) 100 mm ≦ t ≦ 300 mm の胴部
最大仮想欠陥深さは 0.25t ，長さは 1.5t とする。
(3) t ＞ 300 mm の胴部
最大仮想欠陥深さは 75 mm，長さは 450 mm とする。
(4) ノズル内面コーナ部
RF-4123
査
最大仮想欠陥深さ及び長さは t に応じて(1)～(3)の寸法の 1/4 とする。
応力拡大係数の計算方法
応力拡大係数は附属書 C の方法を用いて計算する。
RF-4124
許容基準
審
供用状態 A 及び B（耐圧・漏えい試験を除く）の圧力・温度の制限として，(5)式を
満足しなければならない。
KI ＝2 KIp + KIq ＜KIc
·································································
(5)
耐圧・漏えい試験の圧力・温度の制限として，(6)式を満足しなければならない。
·······························································
(6)
衆
KI ＝1.5 KIp + KIq ＜KIc
ここで，
a. これらの評価に際しては，ボルト締めによる応力は一次応力とする。
b. 厚さが 65 mm 以下で，最低使用温度が RTNDT + 33℃以上のノズル等に対しては評
公
価を行わなくてよい。
RF-4200
供用状態 C 及び D に対する健全性評価(解説-RF-4200-1 及び解説-RF-4200-2)
RF-4210
原子炉圧力容器に対する破壊靭性の要求
加圧水型原子炉圧力容器の炉心領域材料は，供用状態 C 及び D に対して中性子照射の影
響を考慮して以下の評価を行い，許容基準を満足すること。(解説-RF-4210-1)
(1) RF-4220 の一般評価を実施する。RF-4223 の許容基準を満足しない場合は，RF-4230
の詳細評価を実施する。
(2) RF-4233 の許容基準を満足しない場合は，RF-4240 に示す是正措置を実施して，再
度 RF-4220 の一般評価又は RF-4230 の詳細評価を実施する。
10
RF-4220 の一般評価の評価手順を図-RF-4210-1 に，RF-4230 の詳細評価の評価手順
を図-RF-4210-2 に示す。
RF-4220
一般評価
RF-4221
PTS 状態遷移曲線の設定
(1) 評価対象事象
評価対象事象の想定する温度過渡は，非常用炉心冷却系統の作動による安全注入を
想定し，原子炉圧力容器炉心領域の接液水の温度が 1 次冷却材の通常運転温度から安
全注入水の水温まで瞬時に変化する過渡とする。
査
なお，想定する圧力過渡は事象発生直後に大気圧に変化するとしてもよい。
(解説-RF-4221-1)
(2) 熱伝達率の設定
1 次冷却材と原子炉圧力容器クラッドとの間の熱伝達率は，上向きの自然対流と下
向きの強制対流が共存する影響を考慮した Jackson-Fewster 式で評価する。
審
̅̅̅ ∕ (𝑅𝑒 2.625 𝑃𝑟 0.5 )}0.31 ·········································
Nu / Nu0 = {1 + 4500 ̅𝐺𝑟
(7)
(3) 熱伝導解析及び応力解析
(1)及び(2)で設定した接液水の温度及び熱伝達率の時間変化に基づいて，原子炉圧力
容器炉心領域部の熱伝導解析及び応力解析を行い，原子炉圧力容器の厚さ方向の温度
分布及び最大仮想欠陥を含む面に垂直な方向の応力分布の時間変化を求める。
衆
応力解析においては，クラッドと母材（又は溶接金属）の熱膨張差により生じる応
力を考慮すると共に，母材についてはクラッド溶接による残留応力，溶接金属につい
てはクラッド溶接及び継手溶接による残留応力を考慮する。
（解説-RF-4221-2 及び解説-RF-4221-3）
(4) 最大仮想欠陥
公
原子炉圧力容器炉心領域内面のクラッド下に深さ 10mm，長さ 60mm の半楕円欠陥
を想定する。最大仮想欠陥の方向は軸方向とする。原子炉圧力容器炉心領域に対する
非破壊試験の結果，より小さな最大仮想欠陥を保証できる場合は，より小さな欠陥を
最大仮想欠陥として用いてもよい。
（解説-RF-4221-4）
(5) PTS 状態遷移曲線の設定
最大仮想欠陥を含む面に垂直な方向の応力分布に基づいて，附属書 C の C-5000 に
従って(4)で設定した最大仮想欠陥最深部での応力拡大係数 KI を算出する。(3)の応力
解析を有限要素法で実施する場合には，最大仮想欠陥をモデル化して最大仮想欠陥最
深部での応力拡大係数 KI を有限要素法により算出してもよい。
(解説-RF-4221-3 及び解説-RF-4221-5)
最大仮想欠陥最深部での温度及び応力拡大係数 KI の時間変化に基づき，横軸を最大
11
仮想欠陥最深部の温度，縦軸を KI として，KI と温度の推移を示す PTS 状態遷移曲線
を設定する。
RF-4222
破壊靭性遷移曲線の設定
原子炉圧力容器の炉心領域材料について，中性子照射の影響を考慮し，評価時期にお
ける破壊靭性遷移曲線を設定する。
(1) Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線の設定（解説-RF-4222-1）
以下の式により評価時期における破壊靭性遷移曲線を設定する。
査
KJc = 25.2 + 36.6 exp[0.019{T－(Tr30+ΔTt)}] ······································
Tr30 = Tr30 初期値+ΔRTNDT 計算値+Mc+Mp
·······································
(8)
(9)
ここで，ΔTt は母材(圧延材)で－15℃，母材(鍛鋼品)で 8℃，溶接金属で 14℃，Mp
は 3℃とする。
ΔRTNDT 計算値及び Mc は，評価時期における最大仮想欠陥最深部の照射条件におけ
審
る値とし，JEAC 4201 の附属書 B により求める。ただし，2 個以上の監視試験による
ΔRTNDT の実測値がない場合には，Mc を 0 とする。
(2) To に基づく破壊靭性遷移曲線の設定（解説-RF-4222-2）
JEAC 4216 に準拠した To が取得されている場合には，以下の式により破壊靭性遷移
曲線を設定してもよい。複数の照射条件について To が取得されている場合には，高い
衆
照射量の To を使用すること。
KJc = 25.2 + 36.6 exp[0.019{T – (To +ΔRTNDT 計算値(d) + Mk)}] ········
(10)
ΔRTNDT 計算値(d) = ΔRTNDT 計算値(e) –ΔRTNDT 計算値(m) ···················
(11)
Mk = 1.65×{(𝜎𝑀 2＋𝜎𝑇𝑜 2＋𝜎2)1/2－𝜎𝑀 } ··················································
(12)
公
ここで，(10)式の{ΔRTNDT 計算値(d) + Mk}は To に基づく破壊靭性遷移曲線の中性子
照 射 に よ る 温 度 移 行 量 で あ り ， こ の 温 度 移 行 量 の 求 め 方 を 図 -RF-4222-1 ～ 図
-RF-4222-3 に示す。また，𝜎𝑀 は 24℃，σは 9.5℃，𝜎𝑇𝑜 は(2)式に従って求める。(2)
式の KJc(med)は，JEAC 4216 の単一試験温度法の場合，JEAC 4216 の MCT-5123 で算出
𝑒𝑞
される値とし，
複数試験温度法による場合，(3)式により等価な𝐾𝐽𝑐(𝑚𝑒𝑑) を算出すること。
To 決定に使用した試験片が受けた照射量以下の照射量に対して評価する場合には，
ΔRTNDT 計算値(d)及び𝜎は 0 としてもよい。
RF-4223
許容基準（解説-RF-4223-1）
最大仮想欠陥最深部における PTS 状態遷移曲線(KI)及び評価時期の最大仮想欠陥最深
部の照射条件に対応する破壊靭性遷移曲線 (KJc)を比較し，両者が交差しなければ
12
(KJc>KI)，評価時期までの供用が許容される。両者が交差する場合には，RF-4230 に示
す詳細評価を行わなければならない。
RF-4230
詳細評価
RF-4231
PTS 状態遷移曲線の設定
(1) 評価対象事象の熱水力解析
供用状態 C 及び D のうち，温度低下が大きい事象又は温度低下とともに圧力が高く
維持される事象として，大破断冷却材喪失事故，小破断冷却材喪失事故及び主蒸気管
破断事故を評価対象事象とする。(解説-RF-4231-1)
査
ここで，配管破損防護設計により破断前漏えい（LBB）概念の適用が認められてい
るプラントにおいては，LBB 概念に基づく配管破損形態により設定した過渡を評価対
象事象としてもよい。
（解説-RF-4231-2）
選定された事象に対して熱水力解析を行い，原子炉圧力容器の炉心領域部に流入す
る 1 次冷却材温度，圧力及び流量の時間変化を求める。
審
(2) 冷却材の混合状態の考慮
1 次冷却材ループ流が停止する事象については，以下の式により，冷却材の部分混
合を考慮し，原子炉圧力容器炉心領域部の接液温度の過渡変化を評価すること。
（解説-RF-4231-3）
・Ri ≦ 100 のとき
衆
TD  TL
＝ 1 – 0.526Ri0.101exp(－1.86 × 10-2Ri-0.146t*)
TS  TL
························
(13)
··········································
(14)
・Ri＞ 100 のとき
公
TD  TL
＝ 1 – 0.838exp(－9.5 × 10-3t*)
TS  TL
ただし，数値流体力学(CFD：Computational Fluid Dynamics) 解析や試験等によ
り１次冷却材の混合状態が適切に把握されている場合には，それらの結果から設定し
た手法により評価してもよい。
（解説-RF-4221-3）
(3) 熱伝達率の設定
RF-4221(2)と同様に熱伝達率を設定する。
(4) 熱伝導解析及び応力解析
RF-4221(3)と同様に熱伝導解析及び応力解析を実施し，原子炉圧力容器の厚さ方向
の温度分布及び最大仮想欠陥を含む面に垂直な方向の応力分布の時間変化を求める。
(5) 最大仮想欠陥
原子炉圧力容器炉心領域内面のクラッド下に深さ 10mm，長さ 60mm の半楕円欠陥
13
を想定する。最大仮想欠陥の方向は，母材に対して軸方向，溶接金属に対して溶接線
方向とする。原子炉圧力容器炉心領域に対する非破壊試験の結果，より小さな最大仮
想欠陥を保証できる場合は，より小さな欠陥を最大仮想欠陥として用いてもよい。
（解説-RF-4231-4）
(6) PTS 状態遷移曲線の設定
RF-4221(5)と同様に PTS 状態遷移曲線を設定する。
RF-4232
破壊靭性遷移曲線の設定
査
RF-4222 と同様に評価時期における破壊靭性遷移曲線を設定する。
許容基準（解説-RF-4233-1，解説-RF-4233-2 及び解説-RF-4233-3）
RF-4233
以下の(1)，(2)，(3)のいずれかの許容基準を満足すれば，評価時期までの供用が許容さ
れる。
(1) 非延性破壊発生に対する許容基準
審
最大仮想欠陥最深部における PTS 状態遷移曲線(KI)と評価時期の最大仮想欠陥最深
部の照射条件に対応する破壊靭性遷移曲線(KJc)とを比較し，両者が交差しないこと
(KJc>KI)。
(2)
高温予荷重効果を考慮した非延性破壊発生に対する許容基準
(1)の許容基準を満足しない場合には，冷却過程で応力拡大係数が単調減少している
時間域(dKI /dt<0)を除外した最大仮想欠陥最深部における PTS 状態遷移曲線(KI)と評
衆
価時期の最大仮想欠陥最深部の照射条件に対応する破壊靭性遷移曲線(KJc)とを比較し，
両者が交差しないこと(KJc>KI)。
(3) 亀裂の板厚貫通有無に対する許容基準
(2)の許容基準を満足しない場合，容器の板厚内で亀裂の伝播が停止すること。停止
する場合には，その後の時刻において(2)の許容基準に従う非延性破壊の発生及び発生
公
した亀裂の伝播停止の有無も評価し，亀裂が容器の板厚を貫通しないこと。ただし，
亀裂の伝播が停止する位置が厚さの 75％を超える場合には容器の板厚を貫通すると
評価する。なお，亀裂は保守的に深さ一定の長い表面亀裂とみなして評価してもよい。
KI が以下の条件を満たす亀裂深さで亀裂の伝播は停止すると判断される。
KI ≦ KIa ·······················································································
(15)
ここで，KIa は板厚内での中性子照射量の減衰を考慮した亀裂先端位置における平面
ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性であり，関連温度の種類(RTNDT(1)又は RTNDT(2))に応じ
て以下のいずれかの式により求める。なお，RTNDT 調整値は RF-2100 及び RF-2200
による。
（RTNDT(1)の場合）KIa=29.46+15.16exp{0.0274(T－RTNDT 調整値)} ·········
14
(16)
（RTNDT(2)の場合）KIa=29.43+1.344exp{0.0261(T－RTNDT 調整値+88.9)} ·
(17)
また，停止した亀裂に対して，残りの板厚を考慮して胴部に塑性崩壊が生じないこ
とを次式により確認する。
𝜎𝑓 > √3 𝑃𝑎𝑐 ∙ (𝑅𝑖𝑛 + 𝑎𝑎∗ )/{2 ∙ (𝑡 − 𝑎𝑎∗ )} ·····················································
(18)
ここで，
a a* =[ a a {1－(1+2 c a2 /t 2)-0.5}]／{1－( aa /t )(1+2 c a2 /t 2)-0.5} ···························
(19)
査
また，𝜎𝑓 は未照射の値を用いる。未照射の値として，規格で定められる値を用いて
もよい。
RF-4240
是正措置（解説-RF-4240-1）
RF-4220 の一般評価又は RF-4230 の詳細評価で許容基準を満足しなかった場合には，以
下の(1)～(3)又は妥当と確認されている方法により是正措置を行い，再度 RF-4220 の一般
審
評価又は RF-4230 の詳細評価を行って，許容基準を満足することを確認する。
(1) 原子炉圧力容器が受ける中性子束の低減による破壊靭性低下の緩和
(2) 焼なましによる原子炉圧力容器の破壊靭性の回復
(3) 安全注入水の温度上昇や流量の削減による原子炉圧力容器炉心領域部の温度低下
公
衆
及び応力上昇の緩和
15
(RF-4221(4))
(RF-4221(1))
最大仮想欠陥
評価対象事象
評価
(クラッド下半楕円欠
時期
Tr30 又は To
陥：深さ 10mm×長さ
(RF-4221(2))
60mm) (非破壊検査結
果を反映可能))
熱伝達率の設定
(RF-4221(3))
査
国内脆化予測法に
よる靭性低下予測
熱伝導解析・応力解析
(RF-4222)
PTS 状態遷移曲線(KI)
衆
の設定
破壊靭性遷移曲線
審
(RF-4221(5))
(KJc)の設定
公
(RF-4223)
Y
KJc＞KI
の供用可
N
(RF-4230)
詳細評価
図-RF-4210-1
評価時期まで
一般評価の評価手順
16
(RF-4231(1))
(RF-4231(5))
評価対象事象の
最大仮想欠陥
評価
熱水力解析
(クラッド下半楕円欠
時期
Tr30 又は To
陥：深さ 10mm×長さ
(RF-4231(2))
60mm(非破壊検査結果
冷却材の混合状態の
を反映可能))
考慮
(RF-4231(3))
国内脆化予測法に
熱伝達率の設定
よる靭性低下予測
査
(RF-4231(4))
熱伝導解析・応力解析
(RF-4232)
破壊靭性遷移曲線
(RF-4231(6))
(KJc)の設定
PTS 状態遷移曲線(KI)
審
の設定
(RF-4233(1))
衆
KJc＞KI
Y
評価時期まで
の供用可
N
公
(RF-4233(2))
dKI/dt＜0 の
時間域を除き
KJc＞KI
Y
評価時期まで
の供用可
N
(RF-4233(3))
亀裂伝播停止
Y
評価時期まで
の供用可
N
(RF-4240)
是正措置
図-RF-4210-2
詳細評価の評価手順
17
一般評価 又は
詳細評価
To に基づく
破壊靭性 KJc
破壊靭性遷移曲線
評価時期まで温度移行した To に
基づく破壊靭性遷移曲線
度T
審
温
査
ΔRTNDT 計算値(d)＋Mk
To に基づく破壊靭性遷移曲線における中性子照射による温度移行量
図-RF-4222-1
公
中性子照射による関連温度の変化
衆
RTNDT 計算値
RTNDT 計算値(e)
RTNDT 計算値(m)
0
0
図-RF-4222-2
試験片
RTNDT 計算値(d)
(ΔRTNDT 計算値(d)＋Mk)
評価時期
中性子照射量
To に基づく破壊靭性遷移曲線の ΔRTNDT 計算値(d)の求め方
(評価時期の照射量が試験片の照射量より高い場合)
18
RTNDT 計算値(d)
中性子照射による関連温度の変化
RTNDT 計算値(m)
RTNDT 計算値(e)
注) RTNDT 計算値(d)
は負の値となる。
0
評価時期
0
中性子照射量
試験片
To に基づく破壊靭性遷移曲線の ΔRTNDT 計算値(d)の求め方
審
図-RF-4222-3
査
RTNDT 計算値
(評価時期の照射量が試験片の照射量より低い場合)
RF-5100
延性破壊防止に対する健全性評価方法
衆
RF-5000
原子炉圧力容器に対する破壊靭性の要求（解説-RF-5100-1）
原子炉圧力容器の炉心領域材料（圧延材，鍛鋼品，溶接金属）の上部棚吸収エネルギーは，
監視試験結果を含む中性子照射の影響を考慮した上で，原子炉圧力容器内面から厚さの 1/4
位置において 68J 以上であること。この際，すべての炉心領域材料の中で最も低い値を用い
公
ること。
なお，上部棚吸収エネルギーは試験片の長手方向が主加工方向に垂直な方向（Ｔ方向）か
ら採取した試験片による値とする。試験片の長手方向が主加工方向に平行な方向（Ｌ方向）
から採取した試験片による値しかない場合は，その 65%の値をＴ方向の値として用いる。
RF-5200
上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の要求（解説-RF-5200-1）
RF-5100 の要求が満足されなくなると予測される場合，次の(1)及び(2)の要求が満足される
限り，評価時期までの供用が許容される。
(1) 炉心領域部の試験可能なすべての溶接継手の体積試験を実施し，有意な欠陥指示が認
められないこと，又は，体積試験で有意な欠陥指示があった場合には，JSME 維持規格
の許容基準を満足していること。
19
(2) 上部棚吸収エネルギーの低下を想定し，RF-5210 の評価（又は同等の評価）を実施し，
健全性を確認すること。この場合，(1)で実施した体積試験で有意な欠陥指示があった
場合には，最大仮想欠陥の設定に対し，その結果を考慮しなければならない。RF-5210
の要求を満足しない場合は，
RF-4240 に示すような是正措置を実施して，再度 RF-5210
の評価を実施する。
RF-5210
上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の評価方法（解説-RF-5210-1）
RF-5211
上部棚破壊靭性
評価に用いる上部棚破壊靭性は，USE 調整値から以下の手順で求める。
査
なお，当該材料の破壊靭性試験データがあり，その妥当性が確認されている場合は，
そのデータを評価に使用してもよい。
(1) 上部棚吸収エネルギー低下予測
JEAC 4201 の附属書 B の B-3000 の手法により，評価時期における最大仮想欠陥最
深部位置での USE 調整値を予測する。ここで，母材の USE 調整値としては，最大仮
審
想欠陥が軸方向欠陥の場合は試験片の長手方向が周方向と平行となる衝撃試験片に対
応する USE 調整値を，また周方向欠陥の場合は試験片の長手方向が軸方向と平行とな
る衝撃試験片に対応する USE 調整値を用いる。
(2) 国内上部棚破壊靭性評価式（解説-RF-5211-1）
上部棚破壊靭性 Jmat は USE 調整値を用いて次式で与えられる。
衆
Jmat = Mj･C1･ΔaC2 ·············································································································
(20)
a. Mj，C1 及び C2 は以下のとおり。
（母
材）
Mj = 0.863 [供用状態 A, B, C], 1.05 [供用状態 D]
C1 = exp{0.147＋2.64･log(USE 調整値)－0.00087･T}
···············
(21)
···············
(22)
公
C2 = －0.549＋0.383･log(C1)
（溶接金属）
Mj = 0.822 [供用状態 A, B, C], 1.09 [供用状態 D]
C1 = exp{－0.477＋2.81･log(USE 調整値)－0.00098･T}
C2 = －0.203＋0.220･log(C1)
上式の log は常用対数を表す。
b. 適用範囲を表-RF-5211-1 に示す。
20
表-RF-5211-1
項
国内上部棚破壊靭性評価式の適用範囲
目
母
USE 調整値 (J)
材
溶接金属
50～270
60～260
評価温度 (℃)
RF-5212
室温～300
最大仮想欠陥（解説-RF-5212-1）
査
最大仮想欠陥は鋭い半楕円形の表面欠陥とし，原子炉圧力容器内面に設定する。最大
仮想欠陥寸法及び方向は以下とする。
(1) 最大仮想欠陥寸法
a. 供用状態 A 及び B
1) 60 mm ≦ t ＜ 100 mm
審
最大仮想欠陥深さは 25 mm，長さは 150 mm とする。
2) 100 mm ≦ t ≦ 300 mm
最大仮想欠陥深さは 1/4t，長さは 1.5t とする。
3) t ＞ 300 mm
最大仮想欠陥深さは 75 mm，長さは 450 mm とする。
b. 供用状態 C 及び D
衆
最大仮想欠陥深さは 10 mm，長さは 60 mm とする。
(2) 最大仮想欠陥の方向
最大仮想欠陥の方向は以下とする。
a. 母材
・軸方向
公
・周方向
b. 溶接金属
溶接線方向
RF-5213
過渡条件（解説-RF-5213-1）
健全性評価に使用する圧力及び温度過渡（過渡条件）は，供用状態 A, B, C 及び D の
過渡条件とする。
評価対象とする過渡条件は RF-5214(2)に示す一般評価方法を用いて Japp が最大とな
る過渡条件としてよい。あるいは，評価が保守側となる過渡条件を設定して，これを評
価対象としてもよい。
21
RF-5214
亀裂進展力（解説-RF-5214-1）
亀裂進展力 Japp は弾性解析を用いる方法（一般評価方法）又は弾塑性解析を用いる方法
（詳細評価方法）のいずれかにより計算する。
(1) 一般評価方法
RF-5213 で設定した過渡条件における内圧及び熱応力を考慮して弾性解析を実施し，
Japp を求める。ここで，供用状態 A, B の延性亀裂進展性評価及び亀裂不安定性評価で
は，使用する内圧は過渡条件の内圧に対してそれぞれ 1.15 倍，及び 1.25 倍の値を用
いる。供用状態 C 及び D に対しては，いずれも 1.0 倍でよい。
Japp は，弾性解析による応力分布から附属書 C の C-3200 を用いて応力拡大係数 KI
査
を算出し，塑性域補正を行い Japp に換算してよい。
具体的には，次式により ae，KI’及び Japp を求めることができる。
2
·····························································
審
1000
𝐾𝐼
𝑎𝑒 = 𝑎 + (
)∙( )
6𝜋
𝜎𝑦
(23)
ae
 KI ················································································
a
(24)
Japp =1000・(KI’)2/{E /(1－2)} ·······················································
(25)
KI' 
なお，附属書 D 又は妥当性が確認されている他の評価式を使用してもよい。
衆
(2) 詳細評価方法
RF-5213 で設定した過渡条件における内圧及び熱応力を考慮して弾塑性解析を実施
し，最大仮想欠陥に対する Japp を直接求める。ここで，供用状態 A, B の延性亀裂進展
性評価及び亀裂不安定性評価では，使用する内圧は過渡条件の内圧に対してそれぞれ
1.15 倍，及び 1.25 倍の値を用いる。供用状態 C 及び D に対しては，いずれも 1.0 倍
公
でよい。
RF-5215
健全性評価（解説-RF-5215-1）
供用状態 A, B, C 及び D に対して，以下に示す許容基準に基づき，健全性を評価する。
なお，破壊靭性を評価する材料の温度は供用状態 A, B, C 又は D の中で，評価が保守側
になるように最高となる温度を用いてもよい。
(1) 供用状態 A, B 及び C に対する許容基準
供用状態 A, B 及び C に対しては以下の許容基準を満足すること。
a. 延性亀裂進展性評価
延性亀裂が 2.5mm 進展したときの材料の破壊靭性 J2.5 が Japp より高いこと。
J2.5 ＞ Japp
···········································································
22
(26)
b. 亀裂不安定性評価
Japp と Jmat との交点において，Jmat の接線の傾きが Japp の接線の傾きより大き
いこと。
d Jmat Japp

a
da
····································································
(27)
(2) 供用状態 D に対する許容基準
供用状態 D に対しては以下の許容基準を満足すること。
査
a. 亀裂不安定性評価
Japp と Jmat との交点において，Jmat の接線の傾きが Japp の接線の傾きより大きい
こと。
b. 亀裂深さ評価
········································································
審
d Jmat Japp

da
a
(28)
Japp と Jmat の交点まで延性亀裂が進展し停止した時の亀裂深さ a * が胴部母材厚さ
t の 75%を超えないこと。
············································································
衆
a * ≦ 0.75t
(29)
c. 塑性崩壊評価
Japp と Jmat の交点まで延性亀裂が進展し停止した時に，次式により塑性崩壊を生
じないことを確認すること。
公
𝜎𝑓 > √3 𝑃𝑐 ∙ (𝑅𝑖𝑛 + 𝑎∗∗ )/{2 ∙ (𝑡 − 𝑎∗∗ )} ···················································
(30)
ここで，
a ** =[ a * {1－(1+2 c *2 /t 2)-0.5}]／{1－( a * /t )(1+2 c *2 /t 2)-0.5} ·······················
(31)
また，𝜎𝑓 は未照射の値を用いる。未照射の値として，規格で定められる値を用い
てもよい。
23
査
属 書］
公
衆
審
［附
〔附属書Ａ〕
横膨出量の測定方法
A-1000
適用
V ノッチシャルピー衝撃試験における横膨出量の測定方法は，
以下によることを推奨する。(附
属書図 A-1000-1 参照)
(1) 破断した試験片のノッチに垂直な両側面(A 及び B 側面)が滑らかであり，測定に支障とな
査
るきず等がないことを確認する。もし，きず等がある場合は，例えばエメリー紙で研磨し取
り除くこと。ただし，横膨出部は研磨してはならない。
(2) 破断した試験片の片方の一側面(A 側面)について変形を受けていない滑らかな面を基準と
して膨出部先端までの距離(δⅠA)を 0.01 mm の精度で測定する。同様に破断した他方の試験
片の同一側面(A 側面)について膨出部先端までの距離(δⅡA)を測定する。
審
各々の測定結果を比較し，大きい方の値をこの側面の値(δA)とする。
(3) (2)と同様にして他方の側面(B 側面)の値(δB)を求める。
(4) (2)及び(3)で求めた各々の側面の値(δA，δB)を加え，小数点以下 2 ケタ目を 0.05 mm の単
位に丸め(例えば,0.83～0.87mm の場合には 0.85mm，0.88～0.92mm の場合には 0.90mm
等)，これを横膨出量とする。ただし，非破断の場合は，非破断部の最大幅(A)を測定し，
衆
試験片の幅(B)を差し引くことで，横膨出量とする。
〔備考 1〕 横膨出量が最大になる点は，破断した片方の試験片の両側面であって，他方の破
断した試験片にない場合がある。また，各々の破断した試験片の一側面だけに横
膨出量が最大になる点があることもありうる。したがって，破断した試験片の両
方を測定することが必要である。
公
〔備考 2〕 JIS Z 2242 においては，横膨出量は，
「二つの破断した試験片の衝撃面（ノッチ
のある面と反対の面）を合わせ，試験片端部付近の変形が生じていない側面（ノ
ッチのある面に直角な面）を両破断片で一致させる。この両側面間の幅を基準と
し，横方向に最大に張り出している箇所の幅を求め，基準とした幅との差を横膨
出とする。横膨出の値は，通常，JIS Z 8401 の規則 A によって小数点第 2 位まで
求める。
」となっており，測定方法に原理的な差はない。ただし，測定回数は本附
属書の方法に比べて半減し，測定作業も簡便であるが，二つに破断した試験片を
衝撃面で合わせるため，試験片の両側面（ノッチのある面に直角な面）を一致さ
せることに注意する必要がある。
附 A-1
B 側面
A 側面
破断試験片 I
審
査
破断試験片 II
δIB
δIA
δIIA
公
衆
δIA とδIIA を比較し，
大きい方をδA とする
δIB とδIIB を比較し，
大きい方をδB とする
横膨出量δ＝δA＋δB
（A）
非破断の場合
（B）
附属書図 A-1000-1
横膨出量の求め方
附 A-2
δIIB
〔附属書Ｂ〕
破壊靭性評価方法
B-1000
適用範囲
本附属書は，フェライト系耐圧部材(常温最小降伏点が 345 MPa 以下)の破壊靭性評価方法を
示す。
（解説-附属書 B-1000-1）
B-2000
記 号
査
本附属書にて使用する記号の定義は以下のとおりとする。
E+4 ： 衝撃試験において，試験温度が+4℃における吸収エネルギーの平均値（J）
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを E+4(T)，平行方向のデータを E+4(L)と表す。
E-12 ： 衝撃試験において，試験温度が-12℃における吸収エネルギーの平均値（J）
審
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを E-12(T)，平行方向のデータを E-12(L)と表す。
KIa ： 平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性（MPa√m）
KIc ： 静的平面ひずみ破壊靭性（MPa√m）
KId ： 動的平面ひずみ破壊靭性（MPa√m）
KIR ： 参照破壊靭性（MPa√m）
衆
KIc，KId，KIa の下限として定義される破壊靭性であり，破壊靭性評価においては
KIa として使用することができる。
RTNDT(1) ：１パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求められた RTNDT（℃）
RTNDT(2) ：２パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求められた RTNDT（℃）
本附属書により設定した値も含む。
： 金属温度（℃）
公
T
Tcv
： 衝撃試験において，
吸収エネルギー68 J 及び横膨出量 0.90 mm を示す温度のうち，
いずれか高い温度（℃）
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向での値とする。本附属書により設定した値も含む。
TNDT ： 落重試験あるいは衝撃試験により求めた無延性遷移温度（℃）
本附属書により設定した値も含む。
Tr30 ： 衝撃試験において，41 J（30ft-lb）の吸収エネルギーを示す遷移温度（℃）
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを Tr30(T)，平行方向のデータを Tr30(L)と表す。本附属書に
より設定した値も含む。
附 B-1
Tr35M ： 衝撃試験において，0.90 mm（35 mils）の横膨出量を示す遷移温度（℃）
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを Tr35M(T),平行方向のデータを Tr35M(L)と表す。本附属書
により設定した値も含む。
Tr50 ： 衝撃試験において，68Ｊ（50ft-lb）の吸収エネルギーを示す遷移温度（℃）
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを Tr50(T)，平行方向のデータを Tr50(L)と表す。本附属書に
より設定した値も含む。
Trs
： 衝撃試験において，延性破面率が 50％を示す遷移温度（℃）
査
ここで，母材においては衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対
して直角方向のデータを Trs(T)，平行方向のデータを Trs(L)と表す。本附属書によ
り設定した値も含む。
B-3000
破壊靭性評価
審
対象とする材料は，JIS SQV2A，SFVQ2A，SFVQ1A 及び Submerged Arc Welding による
Mn-Mo-Ni 系の溶接金属とそれらの ASME 及び ASTM 相当材（溶接金属含む）とする。RTNDT
及び Trs を用いた KIR 曲線及び KIc 曲線を B-4000 に示す。
一方，昭和 55 年 10 月 30 日までに原子炉設置許可を受けた初期の原子力発電所用原子炉圧
力容器（以下「初期原子炉圧力容器」という）のうち，RTNDT 又は Trs が得られていない場合
に対する KIR 曲線及び KIc 曲線の評価方法を B-5000 に示す。
衆
ここで，本附属書で設定した破壊靭性 KIc は RF-4120 の KIc として，また KIR は RF-4230 の
KIa として適用してよい。
B-4000
破壊靭性適用式
公
適用できる破壊靭性曲線を附属書表 B-4000-1 に示す。具体的な評価方法を以下に示す。
B-4100
RTNDT(1)を用いた場合の評価方法
RTNDT(1)を用いた場合，KIR 及び KIc は次の(1)式から(3)式で評価することができる。
KIR =29.46＋15.16 exp{0.0274(T－RTNDT(1))} [母材, 溶接金属] ···················
(1)
KIc =33.46＋65.29 exp{0.0332(T－RTNDT(1))} [母材] ·································
(2)
KIc =32.55＋32.64 exp{0.0378(T－RTNDT(1))} [溶接金属] ···························
(3)
ここで，(1)式～(3)式は T－RTNDT(1)が-100℃以上であって， 220 MPa√m以下の範囲で
用いることができる。また，厚さが 255mm 以下の材料に対して使用することができる。
本評価方法は平成 6 年通商産業省告示第 446 号により改正された昭和 55 年通商産業省告
附 B-2
示第 501 号を適用あるいはそれ以降の原子炉圧力容器に対して使用する。
B-4200
RTNDT(2)を用いた場合の評価方法
RTNDT(2)を用いた場合，KIR 及び KIc は(4)式から(6)式で評価することができる。
KIR =29.43 + 1.344 exp{0.0261(T －RTNDT(2) +88.9)} [母材,溶接金属] ·········
(4)
KIc =32.91 + 43.40 exp{0.0343(T －RTNDT(2))} [母材] ·······························
(5)
KIc =32.60 + 32.12 exp{0.0340(T －RTNDT(2))} [溶接金属] ·························
(6)
査
ここで， (4)式～(6)式は T －RTNDT(2)が-100℃以上であって，220 MPa√m以下の範囲で
用いることができる。また，RTNDT(2)の代わりに RTNDT(1)を用いてもよい。ここで，厚さが
255mm を超える材料に対しては KIc は RF-4121 の(4)式を用いること。
本評価方法は平成 6 年通商産業省告示第 446 号により改正される前の昭和 55 年通商産業省
B-4300
審
告示第 501 号を適用した原子炉圧力容器に対して使用する。
Trs を用いた場合の評価方法
Trs（母材は Trs(T)）を用いた場合，KIR 及び KIc は(7)式から(9)式で評価することができる。
KIR =26.78+27.65 exp{0.0186(T－Trs )} [母材,溶接金属]
衆
KIc =32.70＋92.30 exp{0.0302(T－Trs(T) )} [母材]
KIc =31.90＋46.60 exp{0.0224(T－Trs)} [溶接金属]
····························
(7)
····································
(8)
···································
(9)
ここで， (7)式～(9)式は T－Trs が-100℃以上であって， 220 MPa√m以下の範囲で用いる
ことができる。
本評価方法は，RTNDT(1) あるいは RTNDT(2) が得られていない材料に対して使用できる。
公
ただし，照射材及び厚さが 255mm を超える材料には適用できない。
なお,原子炉圧力容器の材料に常温最小降伏点が 345 MPa を超え，620 MPa 以下のフェラ
イト系材料を用いる場合は，少なくとも 3 溶解について，KIR (KIa)に対しては動的破壊靭性
試験，KIc に対しては RF-2400(1)又は(2)にしたがって静的破壊靭性試験を行い，得られた破
壊靭性が(1)式から(3)式，(4)式から(6)式又は(7)式から(9)式を上回る場合は評価式として使用
できる(B-4100～B-4300)。
B-5000
初期原子炉圧力容器に対する破壊靭性評価方法
RTNDT が得られていない初期原子炉圧力容器においては，以下に示す手法により RTNDT(2)
あるいは Trs を設定すれば，B-4000 に基づいた破壊靭性評価を行うことができる。RTNDT(2)又
は Trs の設定フローを附属書図 B-5000-1 に示す。
附 B-3
RTNDT(2)の設定
B-5100
以下に示す手法により，RTNDT(2)の設定を行えば，(4)式から(6)式による破壊靭性評価を行
うことができる。
B-5110
TNDT の設定
母材，溶接金属とも，以下により TNDT を設定する。
(1) 落重試験データがある場合
落重試験データがある場合には，2 個の試験片が非破断の試験温度より 5℃低い温度
査
あるいは 1 個非破断，1 個破断のとき新たな 4 個の試験片がすべて非破断の試験温度
より 5℃低い温度を TNDT とする。また，単一温度の落重試験がある場合には，2 個の
試験片が非破断の試験温度より 5℃低い温度あるいは 1 個非破断，1 個破断のとき新た
な 4 個の試験片がすべて非破断の試験温度より 5℃低い温度を TNDT とする。ただし，
単一温度で求めた TNDT が母材で-12℃，溶接金属で-45℃よりも高く，落重試験にお
することができる。
審
いて，2 個の試験片が非破断の場合には，TNDT は母材で-12℃，溶接金属は-45℃と
(2) 落重試験データがない場合
落重試験データがない場合でも，母材は-12℃，溶接金属は-45℃を TNDT の上限値
とすることができる。
Ｔcv の設定
衆
B-5120
母材，溶接金属とも，以下により Tcv を設定する。
(1) シャルピー遷移曲線がある場合
以下にしたがって Tr50 と Tr35M（母材にあっては Tr50(T)，Tr35M(T)）を定義し，その
いずれか高い温度を Tcv とする。ただし，横膨出量が得られていない場合には，(10)
公
式により Tr50 に基づいて Tr35M を定義してもよい。
Tr35M ＝ Tr50 ＋ 6
······································································
(10)
a. Tr50 と Tr35M は，各試験温度での衝撃試験のデータの最低値に基づく下限の遷移曲
線に基づいて定義する。
（解説-附属書 B-5120-1）
b. 母材において衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対して平行方
向のシャルピー遷移曲線しか存在しない場合には，(11)式及び(12)式により Tr50(L),
Tr35M(L) を Tr50(T), Tr35M(T) に変換する。
Tr50(T) ＝ Tr50(L) ＋ 12.8
··························································
(11)
Tr35M(T) ＝ Tr35M(L) ＋ 8.7 ··························································
(12)
附 B-4
(2) シャルピー遷移曲線がない場合
単一温度でのシャルピー衝撃特性しか得られておらず，遷移曲線が定義できない場
合にあっては，その試験温度における吸収エネルギー及び横膨出量のデータの値がす
べて 68 J 及び 0.90 mm 以上であれば，その試験温度を Tr50 及び Tr35M として，(1)項
により Tcv を設定することができる。
なお，横膨出量が得られていない場合は(10)式を適用してもよい。
また，母材の衝撃試験片の長手方向が主圧延方向又は主鍛造方向に対して平行方向の
値しか存在しない場合は，(11)式及び(12)式にしたがって Tr50(T) 及び Tr35M(T) の値
に変換する。
査
68J 又は 0.90mm を下回るデータがある場合でも，すべての吸収エネルギーが 41J
以上，横膨出量が 0.55mm 以上を満足する場合には，以下に従い，Tr50 及び Tr35M を
設定することができる。
Tr50 ＝ (吸収エネルギーが 41J 以上の温度) ＋ 29
(13)
Tr35M ＝ (横膨出量が 0.55mm 以上の温度) ＋ 24 ·····························
(14)
RTNDT の設定
B-5130
審
··························
母材，溶接金属とも，以下により RTNDT(2)を設定する。
(1) B-5110 で得られた TNDT と B-5120 で得られた Tcv より 33℃低い温度のうち，いず
衆
れか高い方を RTNDT(2)とする。
(2)
B-5130(1)の結果に拘わらず，母材のシャルピー遷移曲線が得られている場合にあ
っては，Trs(T)が 20℃より高ければ，B-5120(1)項で得られる Tcv より 33℃低い温度を
RTNDT(2)とすることができる。
B-5200
Trs を設定する場合
公
単一温度での落重試験又は衝撃試験のデータしかなく B-5100 による RTNDT(2)の設定がで
きない場合でも，以下に示す手法により単一温度での衝撃試験のデータにより，Trs を設定し
て破壊靭性評価を行ってもよい。ただし，本項は照射材に対しては適用できない。
B-5210
母材の Trs(T)による評価
E-12(T)あるいは E+4(T)から，(15)式又は(16)式により Trs(T)を設定して，(7)式及び(8)式
による破壊靭性評価を行うことができる。
Trs(T) ＝ －0.279 E-12(T) ＋ 20.8
························································
(15)
Trs(T) ＝ －0.199 E+4(T) ＋ 22.8
························································
(16)
附 B-5
なお，-12℃以下の単一温度又は+4℃以下の単一温度で試験が実施されている場合は，
その試験温度での吸収エネルギーを E-12(T)又は E+4(T)として用いてもよい。
B-5220
母材の Trs(L)による評価
E-12(L)あるいは E+4(L)から，(17)式又は(18)式により Trs(L)を設定して，さらに(19)式に
より Trs(T)の値に変換した上で，(7)式及び(8)式による破壊靭性評価を行うことができる。
······················································
(17)
Trs(L) ＝ －0.220 E+4(L) ＋ 24.7
·······················································
(18)
Trs(T) ＝ Trs(L) ＋ 7.4
査
Trs(L) ＝ －0.254 E-12(L) ＋ 19.6
···································································
(19)
なお，-12℃以下の単一温度又は+4℃以下の単一温度で試験が実施されている場合は，
その試験温度での吸収エネルギーを E-12(L)又は E+4(L)として用いてもよい。
溶接金属の Trs による評価
審
B-5230
E-12 あるいは E+4 から，(20)式又は(21)式により Trs を設定して，(7)式及び(9)式による
破壊靭性評価を行うことができる。
······························································
(20)
Trs ＝ －0.307 E+4 ＋ 22.9
·······························································
(21)
衆
Trs ＝ －0.313 E-12 ＋ 13.4
なお，-12℃以下の単一温度又は+4℃以下の単一温度で試験が実施されている場合は，
その試験温度での吸収エネルギーを E-12 又は E+4 として用いてもよい。
公
また，いずれのデータも得られていない場合，Trs の上限値として 10℃を用いてもよい。
附 B-6
附属書表 B-4000-1
適用できる破壊靭性曲線
(注)1.
(注)2.,3.
KIR （MPa√m)
破壊靭性パラメータ
(注)7.
(注)4.
RTNDT(1)
(注)5.
RT NDT(2)
母材
29.46＋15.16 exp{0.0274(T
－RT NDT(1))}
32.55＋32.64 exp{0.0378(T－RT NDT(1))}
母材
29.43+1.344 exp{0.0261(T
32.91＋43.40 exp{0.0343(T－RT NDT(2))}
－RT NDT(2)+88.9)}
溶接金属
26.78+27.65 exp{0.0186(T－Trs(T))}
(注)6.
Trs
32.60＋32.12 exp{0.0340(T－RT NDT(2))}
(注)7.
母材
Trs(T)
33.46＋65.29 exp{0.0332(T－RT NDT(1))}
溶接金属
(注)6.
非
照
射
材
KIc （MPa√m)
査
非
照
射
材
・
照
射
材
(注)3.,7.
(注)7.
溶接金属
26.78+27.65 exp{0.0186(T－Trs)}
32.70＋92.30 exp{0.0302(T－Trs(T))}
31.90＋46.60 exp{0.0224(T－Trs)}
審
(注) 1. これらのパラメータが得られていない場合は，B-5000 にしたがって使用可能なデータを
用いてこの中のいずれかのパラメータ に変換して使用すること。
2. KIc，KId，KIa の下限として定義される破壊靭性であり，破壊靭性評価において KIa とし
て使用することができる。
3. T－RTNDT(1),T－RT NDT(2),T－Trs が－100℃以上であって，220 MPa√m以下の範囲で用
いることができる。
衆
4. 平成 6 年通商産業省告示第 446 号により改正された昭和 55 年通商産業省告示第 501 号を
適用あるいはそれ以降の原子炉圧力容器に対して使用できる。
5. 平成 6 年通商産業省告示第 446 号により改正される前の昭和 55 年通商産業省告示第 501
号を適用した原子炉圧力容器に対して使用できる。
6. RT NDT(1)あるいは RT NDT(2)が得られていない材料に対して使用できる。
公
7. 厚さが 255mm 以下の材料に対して使用できる。厚さが 255mm を超える場合の KIc は
RF-4121 の(4)式を使用すること。
附 B-7
ＲＴＮＤＴの設定
落重試験データ有
（２パスビード法）
Ｎ
Ｙ
①
Ｔｒｓ（Ｔ）＞２０℃
Ｎ
Ｙ
査
〔母材〕
〔溶接金属〕
Ｎ
単一温度でのｼｬﾙﾋﾟｰ
衝撃試験結果有
TNDT 上限値
－１２℃
－４５℃
Ｙ
ＴＮＤＴの決定
Ｎ
Ｃｖフルカーブ
（母材はＴ）有
母材でＬ方向Ｃｖ
フルカーブ有
附 B-8
Ｙ
Tｒ５０（母材はＴ）
Tｒ３５Ｍ（母材はＴ）
(注) 横膨出量データがない場合
は，Tｒ５０＋６を Tｒ３５Ｍとしてよ
い
Ｎ
Tr50(T) = 試験温度
Tr35M(T) = 試験温度
Trs（T）＝－０．２７９・E－１２（T）＋２０．８
Trs（T）＝－０．１９９・E＋４（T）＋２２．８
Trs（L）＝－０．２５４・E－１２（L）＋１９．６
Trs（L）＝－０．２２０・E＋４（L）＋２４．７
(注) 横膨出量データがない場合は，Tr50 の
みでもよい。
Tr50(T) = Tr50(L)＋１２．８℃
Tr35M(T) = Tr35M(L)＋８．７℃
（注１） 試験温度が－１２℃以下，＋４℃以下のとき、その試験
温度での吸収エネルギーを E－１２ ，E＋４としてよい。
（注２） Trs（L）は次式で Trs（T）に変換すること
Trs（T） = Trs（L）＋７．４
〔母材Ｌ方向〕
(注) 横膨出量データがない場合は，
Tr50(T)のみでもよい。
母
材
溶接金属
［母
材］
［溶接金属］
〔母材及び溶接金属〕
（注） 横膨出量データがない場合
は，Tr50 のみでもよい。
ＲＴＮＤＴ＝Max（ＴＮＤＴ，ＴＣＶ－３３℃）
公
ＲＴＮＤＴ＝ＴＣＶ－３３℃
Tr50 = 試験温度＋２９℃
Tr35M = 試験温度＋２４℃
ＫＩＲ ＝２９．４３＋１．３４４・ｅｘｐ｛０．０２６１（Ｔ－ＲＴＮＤＴ＋８８．９）｝
ＫＩＣ ＝３２．９１＋４３．４０・ｅｘｐ｛０．０３４３（Ｔ－ＲＴＮＤＴ）｝
ＫＩＣ ＝３２．６０＋３２．１２・ｅｘｐ｛０．０３４０（Ｔ－ＲＴＮＤＴ）｝
附属書図 B-5000-1
Trs の設定
〔母材〕
〔母材Ｔ方向及び溶接金属〕
①の場合
Ｎ
Ｙ
Ｙ
衆
ＴＣＶ＝Max
①
Ｙ
吸収ｴﾈﾙｷﾞｰ≧41J
横膨出量≧0.55mm
Ｎ
審
吸収ｴﾈﾙｷﾞｰ≧68J
横膨出量≧0.90mm
〔溶接金属〕
Trs＝－０．３１３・E－１２＋１３．４℃
Trs＝－０．３０７・E＋４＋２２．９℃
（注１） 試験温度が－１２℃以下，＋４℃以下のとき、その試験
温度での吸収エネルギーを E－１２ ，E＋４としてよい。
（注２） データが得られていない場合は Trs の上限の１０℃としてよ
い。
母
材
溶接金属
［母
材］
［溶接金属］
初期原子炉圧力容器の破壊靭性設定フロー
ＫＩＲ＝２６．７８＋２７．６５・ｅｘｐ｛０．０１８６（Ｔ－Ｔｒｓ）｝
ＫＩＣ＝３２．７０＋９２．３０・ｅｘｐ｛０．０３０２（Ｔ－Ｔｒｓ（Ｔ））｝
ＫＩＣ＝３１．９０＋４６．６０・ｅｘｐ｛０．０２２４（Ｔ－Ｔｒｓ）｝
〔附属書Ｃ〕
応力拡大係数
C-1000
適 用
本附属書は，応力拡大係数の計算方法の例を示す。
公
衆
審
査
C-2000 記 号
本附属書にて使用する記号の定義は以下のとおりとする。
a
：欠陥深さ（mm）
A0～A4：作用応力分布を表わす係数（MPa）
c
：欠陥長さの半長（mm）
E
：縦弾性係数（MPa）
Eb
：母材の縦弾性係数（MPa）
Ec
：クラッドの縦弾性係数（MPa）
2h
：板の高さ（mm）
KI
：応力拡大係数（ MPa m ）
KIb
：曲げ応力が作用する場合の応力拡大係数（ MPa m ）
KI(C) ：C 点での応力拡大係数（ MPa m ）
KIm ：膜応力が作用する場合の応力拡大係数（ MPa m ）
KIt
：半径方向の温度勾配によって生じる応力拡大係数（ MPa m )

：欠陥長さ（mm）
（=2c ）
p
：内圧（MPa）
rc
：ノズルコーナの曲率半径（mm）
ri
：ノズルの内半径（mm）
rn
：見かけの半径（mm）
ry(C) ：C 点の塑性域寸法（mm）
Rin
：円筒内径（mm）
t
：厚さ（mm）
tb
：母材の厚さ（mm）
tc
：クラッドの厚さ（mm）
ΔTw ：厚さ方向温度差（℃）
u
：板表面，あるいはクラッド内面から欠陥深さ方向の距離(mm)
2w
：板幅（mm）
α
：線膨張係数（mm/mm・℃）
β
：塑性による応力拡大係数に対する補正係数
ν
：ポアソン比
σ
：分布応力（MPa）
σb
：平板の厚さ方向曲げによる応力（MPa）
σh
：内圧による胴部の周方向応力（MPa）
σm
：膜応力（MPa）
σy(C) ：クラッドの降伏点（MPa）
σy
：降伏点（MPa）
応力拡大係数は，特に断りがなければ仮想欠陥の最深点での値とする。
附 C-1
C-3000
平板内の欠陥に対する計算例
以下に，平板内の欠陥に対する計算例を示す。ただし，厚さに対する半径の割合が十分大きな円
筒についても，適用することができる。
C-3100
ASME Code Section Ⅲ，Appendix G(2004 Edition)の解
(1) 仮想欠陥の定義
仮想欠陥は RF-4122 の(1)～(3)に規定される胴部の最大仮想欠陥とする。
(2) 膜応力
KIm＝Mm･σm
査
膜応力が作用する場合の KI は，次式で計算すること。
················································································
(1)
審
ただし，Mm は附属書 図 C-3100-1 で与えられる。
公
衆
(√m)
m
膜 応 力：KIm=Mmσm
曲げ応力：KIb=Mbσb
Mb=2/3･Mm
附属書図 C-3100-1
Mm と厚さの関係
(3) 曲げ応力
曲げ応力が作用する場合の KI は，次式で計算すること。
KIb＝Mb･σb
··················································································
附 C-2
(2)
ただし，Mb は附属書図 C-3100-1 の Mm の 2/3 の値とする。
(4) 厚さ方向の温度勾配による応力
厚さ方向の温度勾配によって生じる KI は，次式で計算すること。
KIt＝Mt･ΔTw
················································································
(3)
ただし，Mt は附属書図 C-3100-2 で与えられる。
a. 附属書図 C-3100-2 の Mt は，(a)及び(b)の状態に対してのみ適用できる。
(a) 温度勾配が附属書図 C-3100-3 で近似できること。
(b) 温度変化は定常状態から始まり，その速度は 55℃/h を超えないこと。
査
b. 上記 a を満たさない場合には，厚さ方向の温度勾配による KI を別の方法で計算
しなければならない。例えば，温度勾配による曲げモーメントを計算し，等価な線形
応力として考え(2)項の式を用いることなどが考えられる。
審
ΔTw ＝KIt／Mt
ΔTw：厚さ方向温度差(℃)
KIt：応力拡大係数(
)
α = 12.6×10-6 mm/mm･℃, E = 2.01×105 MPa, ν = 0.3
衆
欠陥深さ＝厚さ／4
公
欠陥深さ＝厚さ／8
厚さ (mm)
附属書図 C-3100-2
附 C-3
Mt と厚さの関係
(%)
×100
査
ΔTw
(x/t)における温度－内壁温度
ΔTW＝外壁温度－内壁温度（ΔTW＞0）
(x/t)×100（％）
附属書図 C-3100-3
審
(5) 参考文献
温度勾配
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section III,“Rules for Construction of Nuclear
Facility Components,”2004 Edition.
C-3200
ASME Code Section XI，Appendix A の解（作用分布応力を多項式近似する場合）
(1) 仮想欠陥の定義
衆
仮想欠陥の定義を附属書図 C-3200-1 に示す。
2w
A
0

附属書図 C-3200-1
t
u
a
2h
公

B
仮想欠陥の定義(1)
附 C-4
(2) 計算方法
KI 
1
 A0  AP G0  A1G1  A2G 2  A3G3 πa/Q
1000
······················
(4)
···················································
(5)
··························································································
(6)
2
Ap= p
a
Q=1  4.593 

3
査
u
u
u
σ= A0  A1   A2   A3 
a
a
a
1.65
 qy
···································································
qy= A0G0+ApG0+A1G1+A2G 2+A3G3/σy / 6
·····································
審
2
(7)
(8)
最深点 A 及び表面点 B に対する係数 Gi (i = 0～3)は，附属書表 C-3200-1 及び附属書表
C-3200-2 を参照のこと。
(3) 参考文献
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “Rules for In-Service Inspection
衆
of Nuclear Power Plant Components,” 2013 Edition.
C-3300
ASME Code Section XI Appendix A の解（作用分布応力を線形近似する場合）
(1) 仮想欠陥の定義
公
仮想欠陥の定義を附属書図 C-3300-1 に示す。
附 C-5
b
実際の非線形応力分布
m
評価用線形応力分布
t /2
t /2
a
欠陥
(2) 計算方法
KI 
仮想欠陥の定義(2)
審
附属書図 C-3300-1
査
t
1
σm  Ap Mm  σbMb πa/Q
1000
··························
(9)
衆
m とb は附属書図 C-3300-1 に基づき作用分布応力を線形近似した場合の膜応力成
分と曲げ応力成分である。
(10)
a
Mb  G 0  2 G1 （G0 , G1 の値は C-3200 を参照のこと。）·················
t
(11)
公
Mm = G0 ·····················································································
a
Q=1  4.593  

1.65
 qy
·····························································
qy=σmMm+ApMm+σbMb /σy / 6
Ap = p
2
(12)
··················································
(13)
·······················································································
(14)
附 C-6
(3) 参考文献
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “ Rules for In-Service
Inspection of Nuclear Power Plant Components,” 2013 Edition.
C-3400
ASME Code Section XI, Section Ⅲ Appendix G(2013 Edition)の解
(1) 仮想欠陥の定義
仮想欠陥は RF-4122 の(1)～(3)に規定される胴部の最大仮想欠陥とする。
査
(2) 膜応力
内面の軸方向欠陥に，膜応力が作用する場合の KIm は，次式で計算すること。
K Im  M m  pRin /t  ········································································· (15)
ただし，内面軸方向欠陥に対する Mm は次式で与えられる。
（t＜100mm） ··················································
(16)
Mm＝0.0293 t
（100mm≦t≦300mm） ·····································
(17)
Mm＝0.507
（t＞300mm） ··················································
(18)
審
Mm＝0.293
衆
同様に，外面軸方向欠陥に対する Mm は次式で与えられる。
Mm＝0.282
（t＜100mm） ··················································
(19)
Mm＝0.0282 t
（100mm≦t≦300mm） ·····································
(20)
Mm＝0.488
（t＞300mm） ··················································
(21)
公
内外面に係わらず，周方向欠陥に対しては，膜応力が作用する場合の Mm は，次式
で与えられる。
Mm＝0.140
（t＜100mm） ··················································
(22)
Mm＝0.0140 t
（100mm≦t≦300mm） ·····································
(23)
Mm＝0.242
（t＞300mm） ··················································
(24)
(3) 曲げ応力
軸方向及び周方向欠陥に，曲げ応力が作用する場合の KIb は，次式で計算すること。
KIb＝Mb･σb
···········································································
附 C-7
(25)
ただし，Mb は上記軸方向欠陥における Mm の 2/3 の値とする。
(4) 半径方向の温度勾配による応力
a. 半径方向の温度勾配による KIt
内面の軸方向及び周方向欠陥の半径方向の温度勾配による K It は，次式で与えられる。
K It  0.579  10 CR6  t
·······························································
5.2
(26)
ここで，CR：冷却速度（℃/h）
K It  0.458  106 HU  t 2.5
査
外面の軸方向及び周方向欠陥の KIt は，次式で与えられる。
························································
審
ここで，HU：加熱速度（℃/h）
(27)
b. 半径方向の温度勾配が附属書図 C-3400-2 で近似できる場合の KIt
(a)
附属書図 C-3400-1 の KIt と温度の関係は，①及び②の状態に対してのみ適用できる。
① 温度勾配が附属書図 C-3400-2 で近似できること。
② 温度変化は定常状態から始まり，その速度は 55℃/h を超えないこと。
(b)
上記(a)項に代わり，任意の時間における熱応力分布が計算できる場合には，厚
衆
さの 1/4 深さの軸方向及び周方向の内表面半楕円欠陥に対し，冷却過程の半径方向
の温度勾配による KIt は，次式で与えられる。
KIt  0.03276 C 0  0.01999 C1  0.01503 C 2  0.01219 C 3 πa ··········
(28)
公
また，外表面欠陥に対し，加熱過程の半径方向の温度勾配による KIt は，次式で
与えられる。
KIt  0.0330 C 0  0.0199 C1  0.0152 C 2  0.0127 C 3 πa ················
(29)
ここで，Ci , i = 0～3 は加熱，冷却過程の任意の時間における熱応力分布から，
次式より求まる。
σ x   C 0  C1x/a   C 2x/a   C 3x/a  ·········································
2
3
ここで，x：板表面から欠陥深さ方向の距離（mm）
附 C-8
(30)
a：欠陥深さ（mm）
注) (28)式及び(29)式は，
ASME Code Section XI Appendix G の US customary units
で規定された式を単位換算して導出した式である。
ΔTw ＝KIt／Mt
ΔTw：厚さ方向温度差(℃)
KIt：応力拡大係数(
)
審
欠陥深さ＝厚さ／4
査
α = 12.6×10-6 mm/mm･℃, E = 2.01×105 MPa, ν = 0.3
衆
欠陥深さ＝厚さ／8
公
附属書図 C-3400-1
厚さ (mm)
Mt と厚さの関係（厚さ方向温度差と KI の関係）
附 C-9
×100 (%)
厚さ方向の
ΔTw 厚さ(x/t)における温度-内壁温度
温度差(%)
△TW
△TW ＝外壁温度－内壁温度
査
(x/t)における温度－内壁温度
厚さ(x/t)における温度-内壁温度
温度差(%)＝
Δ
TW＝外壁温度－内壁温度（Δ
TW＞0）
△TW
x/t)（％）
(x/t厚さ(
)×100（％）
(5) 参考文献
a.
温度勾配
審
附属書図 C-3400-2
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “ Rules for In-Service
Inspection of Nuclear Power Plant Components,” 2013 Edition.
b.
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section III,“Rules for Construction of
C-4000
衆
Nuclear Facility Components,” 2013 Edition.
ノズル内面コーナ部の欠陥に対する計算例
以下に，ノズル内面コーナ部の欠陥に対する計算例を示す。
C-4100
内圧による応力拡大係数の算出（解説-附属書 C-4100）
公
内圧による応力拡大係数の計算例を以下に示す。なお，代わりに C-4200 に示す方法によ
ってもよい。
(1) 仮想欠陥の定義
仮想欠陥の定義を附属書図 C-4100-1 に示す。仮想欠陥の中心は，ノズル内面コーナ
部の中心と同じ位置とし，ノズル中心線の軸に対して 45°傾いた方向に最深部をとる。
附 C-10
(2) 計算方法
査
仮想欠陥の定義
審
附属書図 C-4100-1
衆
KIp  F ( a / rn )h a ··································································
(31)
ここで，
F(a/r n)  2.4582  5.4782(a/rn)  9.6492(a/rn)2  8.80(a/rn)3  3.1446(a/rn)4 ······ (32)
rn  ri  0.29rc
·········································································
(33)
公
(3) 参考文献
a. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “Rules for In-Service
Inspection of Nuclear Power Plant Components,” 2013 Edition.
b. Mehta, H., et al., “Additional Improvements to Appendix G of ASME Section XI
Code for Nozzles,” ASME PVP2011-57015
C-4200
近似応力分布による応力拡大係数の算出（解説-附属書 C-4200-1）
応力分布がわかっている場合の外部荷重，熱荷重及び内圧による応力拡大係数の計算例を
以下に示す。それぞれの荷重による応力拡大係数は足し合わせてもよい。
附 C-11
(1) 仮想欠陥の定義
仮想欠陥の定義を附属書図 C-4100-1 に示す。
(2) 計算方法

 a2 
 4a 3  
 2a 
 A3 ········
KI  a 0.723 A0  0.551  A1  0.462  A2  0.408
 
 2
 3  

(34)
  A0  A1x  A2 x 2  A3 x 3 ·································································
(35)
査
(3) 参考文献
a. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “Rules for In-Service Inspection
of Nuclear Power Plant Components,” 2013 Edition.
b. Yin, S., et al., “Stress and Fracture Mechanics Analyses of Boiling Water Reactor
and Pressurized Water Reactor Pressure Vessel Nozzles,” ASME PVP2011-57014.
クラッド直下の欠陥に対する計算例（解説-附属書 C-5000-1）
審
C-5000
以下に，クラッド直下の半楕円欠陥に対する計算例を示す。RF-4200 で実施する PTS 状態遷移曲
線の設定に適用することができる。
(1) 仮想欠陥の定義
衆
仮想欠陥の定義を附属書図 C-5000-1 に示す。
公

2c
0
tb
A
u tc
a
C
母材
クラッド
附属書図 C-5000-1
仮想欠陥の定義
附 C-12
(2) 計算方法

 a tc
K I = A0i0  A1i1 

tb tc

 a tc
  A2i2 

tb tc
 u
σ= A0  A1 
tb tc

 u
  A2 

tb tc
2
 a tc

  A3i3 
tb tc

2

 u
  A3 

tb tc
3

 a tc
  A4i4 

tb tc
3

 u
  A4 

tb tc






4

 πa ······ (36)

4
················ (37)
最深点 A に対する係数 ij (j = 0～4)は，附属書表 C-5000-1 を参照のこと。係数 Aj , j = 0
査
～4 は，弾性解析による分布応力σに対して算出する。残留応力は，弾性解析による分布
応力と見なして考慮すればよい。
RF-4200 で実施する PTS 状態遷移曲線の設定には，最深点 A の応力拡大係数 K I に対
して以下の補正により塑性の影響を考慮した K I を用いる。
 βK I
K I = 
審
 K I  K I  K I max
1  K I(C) 

································································ (39)
2
  1000
6 σy(C) 
······················· (38)
2
衆
 36r 
= 1  0.5  tanh  y(C) 
 tc 
ry(C)=
K I が上昇過程の場合
K I が最大値に達した後
································································· (40)
K I  K I max は， K I が最大となる際の K I  K I の値を示す。C 点の応力拡大係数 K I(C)
公
は，式(36)，式(37)及び附属書表 C-5000-2 に示す C 点に対する係数 ij (j = 0～4)より算出
する。
(3) 参考文献
a. S. Marie, S. Chapuliot, “Improvement of the calculation of the stress intensity
factors for underclad and through-clad defects in a reactor pressure vessel subjected
to a pressurised thermal shock,” Int. J. Pressure Vessels Piping, 85[8], 517-531
(2008).
b. D. Moinereau, G. Bezdikian, C. Faidy, “Methodology for the pressurized thermal
shock evaluation: recent improvements in French RPV PTS assessment,” Int. J.
Pressure Vessels Piping, 78[2], 69-83 (2001).
附 C-13
C-6000
他の計算方法
C-3000 及び C-4000 に記載の計算方法の他に，
以下に示す参考文献に記載の計算方法がある。
また，FEM 解析により直接応力拡大係数を求めてもよい。
(1) I.S.Raju and J.C.Newman, “Stress Intensity Factor Equations for Cracks in
Three-Dimensional Finite Bodies,” NASA Technical Memorandum 83200, 1981, pp.1-9.
(2) I.S.Raju and J.C.Newman, “An Empirical Stress Intensity Factor Equations for the
Surface Crack,” Engineering Fracture Mechanics, 15, 1981, pp.185-192.
(3) 日本機械学会［No.900-2］講習会教材［
‘90-1.17，東京，表面き裂－その解析と評価－］
(4) I.S.Raju and J.C.Newman, “Stress Intensity Factor Internal and External Surface
査
Cracks in Cylindrical Vessels,” ASME J. of Pressure Vessel Technology, 106, 1982,
pp.293-298.
(5) C.L.Tan and R.T.Fenner, “Stress Intensity Factor for Semi-Elliptical Surface Cracks in
Pressurized Cylinders Using the Boundary Integral Equation Method,” Int. J. of
Fracture, 16, 1980, pp.233-245.
審
(6) M.A.Mohamed, J.Schroeder, “ Stress Intensity Factor Solution for Crotch-Corner
Cracks of Tee-intersections of Cylindrical Shells,” Int. J. of Fracture, 14-6, 1978,
pp.605-621.
(7) A.S.Kobayashi, N.Polvanich, A.F.Emery and W.J.Lowe, “Corner Crack at a Nozzle,”
Proc. 3rd Int. Conf. On Pressure Vessel Technology, Tokyo, 1977, pp.507-517.
(8) “Fitness-for-Service,” API 579-1/ASME FFS-1, June 5, 2007 (API 579 Second Edition),
衆
American Petroleum Institute.
(9) 小林英男代表「構造健全性評価ハンドブック」3.K 応力拡大係数，共立出版，2005
(10)
P.T.Williams, T. L. Dickson, and S. Yin, “Fracture Analysis of Vessels – Oak Ridge
FAVOR v04.1, Computer Code: Theory and Implementation of Algorithms, Methods,
公
and Correlations,” NUREG/CR-6854, ORNL/TM-2004/244, August 2007.
附 C-14
附属書表 C-3200-1 (1/2)
最深点 A での係数
Uniform G0
a/
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
1.1208
1.0969
1.0856
1.0727
1.0564
1.0366
0.05
1.1461
1.1000
1.0879
1.0740
1.0575
1.0373
0.10
1.1945
1.1152
1.0947
1.0779
1.0609
1.0396
0.15
1.2670
1.1402
1.1058
1.0842
1.0664
1.0432
0.20
1.3654
1.1744
1.1210
1.0928
1.0739
1.0482
0.25
1.4929
1.2170
1.1399
1.1035
1.0832
1.0543
0.30
1.6539
1.2670
1.1621
1.1160
1.0960
1.0614
0.40
2.1068
1.3840
1.2135
1.1448
1.1190
1.0772
0.50
2.8254
1.5128
1.2693
1.1757
1.1457
1.0931
0.60
4.0420
1.6372
1.3216
1.2039
1.1699
1.1058
0.70
6.3743
1.7373
1.3610
1.2237
1.1868
1.1112
0.80
11.991
1.7899
1.3761
1.2285
1.1902
1.1045
審
0.0
査
a/t
衆
Linear G1
a/t
a/
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
0.7622
0.6635
0.6826
0.7019
0.7214
0.7411
0.05
0.7624
0.6651
0.6833
0.7022
0.7216
0.7413
0.10
0.7732
0.6700
0.6855
0.7031
0.7221
0.7418
0.15
0.7945
0.6780
0.6890
0.7046
0.7230
0.7426
0.20
0.8267
0.6891
0.6939
0.7067
0.7243
0.7420
0.25
0.8706
0.7029
0.7000
0.7094
0.7260
0.7451
0.30
0.9276
0.7193
0.7073
0.7126
0.7282
0.7468
0.40
1.0907
0.7584
0.7249
0.7209
0.7338
0.7511
0.50
1.3501
0.8029
0.7454
0.7314
0.7417
0.7566
0.60
1.7863
0.8488
0.7671
0.7441
0.7520
0.7631
0.70
2.6125
0.8908
0.7882
0.7588
0.7653
0.7707
0.80
4.5727
0.9288
0.8063
0.7753
0.7822
0.7792
公
0.0
附 C-15
附属書表 C-3200-1 (2/2)
最深点 A での係数
Quadratic G2
a/
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
0.6009
0.5078
0.5310
0.5556
0.5815
0.6084
0.05
0.5969
0.5086
0.5313
0.5557
0.5815
0.6084
0.10
0.5996
0.5109
0.5323
0.5560
0.5815
0.6085
0.15
0.6088
0.5148
0.5340
0.5564
0.5815
0.6087
0.20
0.6247
0.5202
0.5364
0.5571
0.5815
0.6089
0.25
0.6475
0.5269
0.5394
0.5580
0.5817
0.6093
0.30
0.6775
0.5350
0.5430
0.5592
0.5820
0.6099
0.40
0.7651
0.5545
0.5520
0.5627
0.5835
0.6115
0.50
0.9048
0.5776
0.5632
0.5680
0.5869
0.6144
0.60
1.1382
0.6027
0.5762
0.5760
0.5931
0.6188
0.70
1.5757
0.6281
0.5907
0.5874
0.6037
0.6255
0.80
2.5997
0.6513
0.6063
0.6031
0.6200
0.6351
審
0.0
査
a/t
衆
Cubic G3
a/t
a/
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
0.5060
0.4246
0.4480
0.4735
0.5006
0.5290
0.05
0.5012
0.4250
0.4482
0.4736
0.5006
0.5290
0.10
0.5012
0.4264
0.4488
0.4736
0.5004
0.5290
0.15
0.5059
0.4286
0.4498
0.4737
0.5001
0.5289
0.20
0.5152
0.4317
0.4511
0.4738
0.4998
0.5289
0.25
0.5292
0.4357
0.4528
0.4741
0.4994
0.5289
0.30
0.5483
0.4404
0.4550
0.4746
0.4992
0.5291
0.40
0.6045
0.4522
0.4605
0.4763
0.4993
0.5298
0.50
0.6943
0.4665
0.4678
0.4795
0.5010
0.5316
0.60
0.8435
0.4829
0.4769
0.4853
0.5054
0.5349
0.70
1.1207
0.5007
0.4880
0.4945
0.5141
0.5407
0.80
1.7614
0.5190
0.5013
0.5085
0.5286
0.5487
公
0.0
附 C-16
附属書表 C-3200-2 (1/2)
表面点 B での係数
Uniform G0
a/
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
–
0.5450
0.7492
0.9024
1.0297
1.1406
0.05
–
0.5514
0.7549
0.9070
1.0330
1.1427
0.10
–
0.5610
0.7636
0.9144
1.0391
1.1473
0.15
–
0.5738
0.7756
0.9249
1.0479
1.1545
0.20
–
0.5900
0.7908
0.9385
1.0596
1.1641
0.25
–
0.6099
0.8095
0.9551
1.0740
1.1763
0.30
–
0.6338
0.8318
0.9750
1.0913
1.1909
0.40
–
0.6949
0.8881
1.0250
1.1347
1.2278
0.50
–
0.7772
0.9619
1.0896
1.1902
1.2746
0.60
–
0.8859
1.0560
1.1701
1.2585
1.3315
0.70
–
1.0283
1.1740
1.2686
1.3401
1.3984
0.80
–
1.2144
1.3208
1.3871
1.4361
1.4753
審
0.0
査
a/t
Linear G1
a/
衆
a/t
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.00
–
0.0725
0.1038
0.1280
0.1484
0.1665
0.05
–
0.0744
0.1075
0.1331
0.1548
0.1740
0.10
–
0.0771
0.1119
0.1387
0.1615
0.1816
0.15
–
0.0807
0.1169
0.1449
0.1685
0.1893
0.20
–
0.0852
0.1227
0.1515
0.1757
0.1971
0.25
–
0.0907
0.1293
0.1587
0.1833
0.2049
0.30
–
0.0973
0.1367
0.1664
0.1912
0.2128
0.40
–
0.1141
0.1544
0.1839
0.2081
0.2289
0.50
–
0.1373
0.1765
0.2042
0.2265
0.2453
0.60
–
0.1689
0.2041
0.2280
0.2466
0.2620
0.70
–
0.2121
0.2388
0.2558
0.2687
0.2791
0.80
–
0.2714
0.2824
0.2887
0.2931
0.2965
公
0.0
附 C-17
附属書表 C-3200-2 (2/2)
表面点 B での係数
Quadratic G2
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0.3
0.4
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–
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審
0.0
査
a/t
衆
Cubic G3
a/t
a/
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–
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0.0679
0.0687
公
0.0
附 C-18
附属書表 C-5000-1 (1/2)
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0.369
衆
公
i1
i2
附 C-19
i3
i4
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1
1
1
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1
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審
i0
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附属書表 C-5000-1 (2/2)
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附 C-20
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0.661
0.664
0.670
0.689
0.707
0.726
0.763
0.799
0.657
0.606
0.564
0.502
0.432
0.392
0.369
0.345
0.335
0.657
0.556
0.481
0.381
0.281
0.233
0.207
0.182
0.172
0.657
0.510
0.411
0.293
0.190
0.148
0.128
0.110
0.104
0.657
0.469
0.353
0.228
0.134
0.101
8.60E-2
7.41E-2
7.01E-2
1/8
1/8
1/8
1/8
1/8
1/8
1/8
1/8
1/8
0
1/8
1/4
1/2
1
3/2
2
3
4
0.665
0.670
0.674
0.681
0.702
0.722
0.742
0.782
0.822
0.665
0.614
0.573
0.512
0.443
0.404
0.381
0.358
0.350
0.665
0.564
0.489
0.389
0.290
0.242
0.216
0.192
0.183
0.665
0.518
0.419
0.300
0.197
0.155
0.135
0.118
0.112
0.665
0.476
0.360
0.234
0.140
0.107
9.19E-2
8.02E-2
7.66E-2
1/16
1/16
1/16
1/16
1/16
1/16
1/16
1/16
1/16
0
1/8
1/4
1/2
1
3/2
2
3
4
0.667
0.672
0.676
0.684
0.706
0.726
0.747
0.789
0.831
0.667
0.616
0.576
0.515
0.446
0.407
0.385
0.363
0.356
0.667
0.566
0.492
0.392
0.292
0.245
0.219
0.196
0.187
0.667
0.520
0.421
0.302
0.200
0.158
0.138
0.121
0.116
0.667
0.478
0.362
0.236
0.142
0.109
9.43E-2
8.28E-2
7.96E-2
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1/8
1/4
1/2
1
3/2
2
3
4
0.680
0.681
0.683
0.689
0.707
0.726
0.748
0.793
0.840
0.680
0.625
0.582
0.520
0.448
0.410
0.388
0.370
0.366
0.680
0.574
0.498
0.397
0.295
0.248
0.223
0.202
0.195
0.680
0.528
0.427
0.307
0.203
0.161
0.141
0.126
0.122
0.680
0.486
0.368
0.241
0.145
0.112
9.73E-2
8.70E-2
8.49E-2
衆
公
i1
i2
附 C-21
i3
i4
査
a/c
1
1
1
1
1
1
1
1
1
審
i0
C 点での係数
〔附属書Ｄ〕
弾性解析による J 積分
D-1000
適用
本附属書は，弾性解析による J 積分（Japp）の計算方法の一例を示す(1)。
D-2000
記号の定義
査
本附属書にて使用する記号の定義は以下のとおりとする。
a
： 欠陥深さ (mm)
ae
： 塑性域を考慮した亀裂深さ (mm)
C,CP,CT ： 補正係数
： 亀裂長さ (mm)
E
： 縦弾性係数 (MPa)
審
2c
Japp
： 亀裂進展力 (kJ/m2)
KI
： 応力拡大係数 (MPa√m)
KI’
： 塑性域を考慮した応力拡大係数 (MPa√m)
e
K IP
e
K IT
： 弾性解析による内圧応力に対する KI 値 (MPa√m)
： 弾性解析による熱応力に対する KI 値 (MPa√m)
： 原子炉圧力容器胴部の母材あるいは溶接金属を含む溶接継手部の厚さ (mm)

： ポアソン比
t
： 欠陥深さ位置の熱応力 (MPa)
衆
t
total
： 欠陥深さ位置の応力 (MPa)
y
公
： 降伏点 (MPa)
D-3000
適用範囲
(1) 適用機器
国内加圧水型原子炉圧力容器
(2) 適用範囲
a/t≦1/3，a/2c＝1/6
D-4000
計算方法
J app  1000 
( 1   2 )  K I'
E
2
附 D-1
K I' 
ae
 KI
a
2
𝑎𝑒 = 𝑎 + (
1000
𝐾𝐼
)∙( )
6𝜋
𝜎𝑦
K I  CP  K IPe  C  CT  K ITe
ここで，

  
a
C  1.0   0.159   0.155 t 
t

  total 
 t
C  1.0  0.12  
  total
査
ただし，C の下限は次式とする。




CT = CP = 0.961
D-5000
参考文献
審
t＜0 の場合はt =0
(1) Urabe, Y., et al.,2003, “Simplified J-integral Evaluation Method for Evaluation of Reactor
公
衆
Pressure Vessel in the Upper-Shelf Region,” ASME PVP-Vol. 459, PP.31-39.
附 D-2
査
公
衆
審
［解 説］
（解説-RF-1100-1）適用範囲
JEAC 4206-2007 までは，軽水減速軽水冷却型原子力発電所に設置する機器の破壊靭性の妥当
性の確認を適用範囲としていたが，設計(製作)段階における原子力発電所用機器の破壊靭性の要
求は JSME 設計・建設規格に規定されていることから，JEAC 4206-201X ではこれらの JSME 設計・
建設規格と重複する規定を適用範囲から除外し，原子炉圧力容器の供用期間中の非延性破壊及
び延性破壊に対する破壊靭性の妥当性の確認を適用範囲とした。これに伴って，JEAC 4206-2007
では附属書として規定していた要求を規定本文に取込む等 JEAC 4206-201X では構成の見直しを
行った。
査
（解説-RF-1420-1）対象となる材料
(1) RF-1420 で厚さが 16mm 未満の材料，呼び径が 25mm 未満のボルト材等の小径材又は薄肉
材に対して除外しているのは，一般に厚さが小さい程，非延性破壊が生じ難いことをもとに
したものである。また，オーステナイト系ステンレス鋼及び高ニッケル合金を除外している
のは，低温においても高い破壊靭性を有し非延性破壊が生じない材料であることをもとにし
審
たものである。
(2) 厚さとは，
「呼び厚さ」をいう。
(3) 母材の厚さにあっては，次の a.～d.に示す箇所の厚さをいう。
a. 容器にあっては胴・鏡等の厚さ
b. 平ぶた・管板及びフランジ等にあっては接続する容器の厚さ
c. 管台又は容器に溶接される材料にあっては接続する容器の厚さ
衆
d. 管に接続されるフランジ及び管継手にあっては接続する管の厚さ
(4) 溶接部の厚さにあっては，溶接部を構成する母材の呼び厚さとする。ただし，厚さの異な
る母材を溶接したときは，薄い方の母材の厚さをいう。
(5) 棒の断面積とは，公称寸法により計算した断面積をいう。
(6) ボルト，ナット及びスタッドの呼び径とは，JlS B 0205-1（2001）
，JlS B 0205-2（2001）
，
公
JlS B 0205-3（2001）
，JlS B 0205-4（2001）
，JlS B 0206（1973）及び JlS B 0208（1973）
の「ねじの呼び径」をいう。
（解説-RF-2100-1）関連温度
関連温度 RTNDT を決定するための無延性遷移温度を求める落重試験方法 ASTM E208 は，1984
年に落重試験片に付与する溶接ビードを，従来の 2 パスビード法から 1 パスビード法に変更し，
これが 1988 年に ASME Code Section III に採用され，1991 年に JEAC 4202-1991「フェライト
鋼の落重試験方法」にも反映された。さらに，昭和 55 年通商産業省告示第 501 号（改正平成 6
年 7 月 21 日）に採用され，これに対応するため，
（一社）火力原子力発電技術協会 構造基準
委員会 KIR 検討会で，落重試験片に付与する溶接ビードを１パスビード法とした場合の KIR 曲
線及び KIc 曲線が設定された。
解1
（解説-RF-2100-2）破壊靭性参照温度 To を用いた評価方法
本規程は，RTNDT の代替として， JEAC 4216 に従って求めた破壊靭性参照温度 To から求め
られる RTTo を用いてもよいと規定している。国内材を用いた破壊靭性試験の結果(1)から，RTTo
の KIc 曲線への適用は問題ないことが確認されていることから，本規程では，RTNDT に代わり，
RTTo を用いてもよいこととした。RF-4121 (4)式の KIc 曲線に対しては，静的平面ひずみ破壊靭
性データ（KIc データ）が RTNDT を用いた場合と同等となるように CMC を設定し，表-RF-2100-1
に規定している。CMC の設定の具体的な方法(2)を以下に示す。
まず，国内の原子炉圧力容器鋼の KIc データを収集した（母材：189 点，溶接金属：42 点の
計 231 データ）
。このうち，T－RTNDT の低いデータは，KIc 曲線の下限特性によるものである
査
と考えられることから，遷移温度領域を対象とした分析をするため，T－RTNDT≧-90℃のデー
タを対象とし，試験データ KIc と，T－RTNDT（又は T－RTTo）を KIc 曲線に代入して算出され
る KI(RTNDT)（又は KI(RTTo)）との差（KIc－KI(RTNDT)又は KIc－KI(RTTo)）の平均値及び標準偏差を
求め，RTNDT を用いた場合と RTNDT の代わりに RTTo を用いた場合の{(平均値)－2×(標準偏差)}
が同等となるように CMC を算出した。その結果，29.7℃と算出された。
審
また，同じデータベースを用いて，KIc と KI(RTNDT)又は KI(RTTo)の比を求め，ワイブル分布で
評価を行った。この場合，KIc と KI(RTNDT)又は KI(RTTo)の比の下限を 20/36.48 とした。20 はマ
スターカーブ法の KJ の下限(MPa√𝑚)，36.48 は KIc 曲線の下限(MPa√𝑚)である。KIc データがマ
スターカーブ法の KJ の下限を下回ることはないと考えられることから，この比を KIc と
KI(RTNDT)又は KI(RTTo)の比の下限とした。RTNDT を用いた場合と RTNDT の代わりに RTTo を用い
た場合でワイブル分布 2.5%破損確率が一致するように評価した結果を解説図-RF-2100-2-1 に
衆
示す。この時の CMC は 29.9℃と算出された。2.5%破損確率の場合の縦軸の値は-3.68 であるの
で，両者の分布がほぼ一致していることがわかる。上記の評価結果から，CMC を 30℃に設定し
た。
解説図-RF-2100-2-2 に CMC を 30℃とした場合の国内 KIc データと RTTo を用いた場合の KIc
曲線との関係を示す。CMC が 30℃の場合，KIc 曲線より低くなるデータがあるが，本規程では
公
解説図-RF-2100-2-2 では含めていない To 決定のばらつきを考慮したマージンを更に付加して
RTTo を設定していることから，KIc 曲線を対象とする場合には，CMC を 30℃にすることは妥当
と考えられる。
JEAC 4216 により求めた破壊靭性参照温度 To を用いる評価方法には，既存の KIc 曲線を用い
る方法及びマスターカーブを直接用いる方法があるが，RF-4120 では既存の KIc 曲線を用いる
方法，RF-4200 ではマスターカーブを直接用いる方法を規定した。また，RF-4230 及び JSME
維持規格に従う評価では，亀裂伝播停止の有無を評価する場合があることから，以下の(2)に示
す通り，既存の KIR 曲線を用いる方法も規定した。
(1)RTTo の算出方法
To から RTTo を算出する方法を RF-2100(1)式に規定している。RTTo は To+CMC に，To 決
定の標準偏差の 2 倍を加えて設定している。これは，To 決定のばらつきを考慮したものであ
解2
る。To の分布は近似的に正規分布で表すことができ，その時の標準偏差は RF-2100 (2)式で
与えられる。本規程では，同じ条件で実施された 26 本の試験片で求めた破壊靭性データベー
スを用いたモンテカルロシミュレーション，ワイブル分布からランダムに発生させたモンテ
カルロシミュレーション及び正規分布と仮定して算出された標準偏差を比較（解説図
-RF-2100-2-3(1)参照）し，標準偏差はほぼ同等と評価されたことから，正規分布の仮定に基
づいた RF-2100(2)式で求めることとした。
なお，中性子照射による関連温度移行量の予測を行う場合には，JEAC 4201 に規定される
マージン MR と To のばらつきの 2  To の自乗和の平方根（√𝑀𝑅2 + (2𝜎𝑇𝑜 )2）をマージンとして
使用すればよい。
査
(2)RTTo の KIR 曲線への適用について
RTNDT を RTTo（RTTo=To＋20℃の場合）に置き換えて KIR 曲線に適用した場合を解説図
-RF-2100-2-4 に示す。ここで，RTTo=To＋20℃は ASME Code Case N-629/631 に使用されてい
る，RTTo=T0＋35°F(19.4℃)の関係式を適用したものである。RTNDT を RTTo に置き換えて KIR
曲線に適用すると，特に KIa データが非保守側に評価されることがわかる。したがって，基
審
本的には RTTo は KIc 曲線に対して適用し，KIR 曲線には適用しない方がよいと考えられる。
しかし，評価データが To しかなく，RF-4230 又は JSME 維持規格に従った KIR 曲線(又は
KIa 曲線)を用いた評価を行う場合，RTTo を KIR 曲線に適用する必要がある。(一社)火力原子
力発電技術協会 構造基準委員会 KIR 検討会のデータを用いた評価では CMC を 2 パスビード
法に対する KIR 曲線注記 1 の場合は 63℃とすれば，KIa データ及び KId データは KIR 曲線に包絡
される（解説図-RF-2100-2-5 参照）ことから，この時の係数 CMC を表-RF-2100-1 に規定し
衆
ている。
注記１：KIR = 29.43+1.344exp{0.0261(T - RTNDT)+88.9}
（参考文献）
(1) Tomimatsu, M., et al., “Master Curve Approach for Some Japanese Reactor Pressure
Vessel Steels,” ASME Pressure Vessels and Piping Conference, PVP2008-61494,
公
2008.
(2) Hirota, T., et al., “Alternative Reference Temperature Based on Master Curve
Approach in Japanese Reactor Pressure Vessel Steel,” ASME Pressure Vessels and
Piping Conference, PVP2013-98164, 2013.
解3
査
衆
審
解説図-RF-2100-2-1 CMC 設定時のワイブル分布による評価結果(2)
RTNDT を RTTo に置き換えた場合の KIc 曲線の適合性評価(2)
公
解説図-RF-2100-2-2
解4
査
解説図-RF-2100-2-3
To の標準偏差の比較(1)
(KJc(med)：110.7 MPa m )
KIR Project KId and KIa Data
審
350
KIR Curve (2pass)
300
KId
KIa
200
150
衆
KIa, KId (MPa √m)
250
100
50
公
0
-120 -100 -80 -60 -40 -20
0
20
T-RTTo(℃)
40
60
80
100 120
解説図-RF-2100-2-4 RTNDT を RTTo に置き換えた場合の KIR 曲線(2 パス)の適合性評価(1)
（RTTo=To＋20℃の場合）
解5
査
解説図-RF-2100-2-5 RTNDT を RTTo に置き換えた場合の KIR 曲線(2 パス)の適合性評価(2)
（RTTo=To＋63℃の場合）
審
（解説-RF-2200-1）RTNDT 調整値
JEAC 4201 の附属書 B の B-2000 に示す国内脆化予測法による予測によって RTNDT 調整値を
求める場合は，次式より求める。
RTNDT 調整値＝RTNDT 初期値＋ΔRTNDT 予測値
衆
ここで，RTNDT 初期値は照射前の試験により決定した RTNDT（℃）である。ΔRTNDT 予測値
は照射による RTNDT の移行量を意味し，JEAC 4201 の附属書 B-2000 の関連温度移行量の予測
（国内脆化予測法）に基づいて計算された ΔRTNDT 計算値＋MR（マージン）である。
（解説-RF-2300-1）横膨出量
公
衝撃試験の横膨出量は，通商産業省告示第 501 号（制定昭和 55 年 10 月 30 日）において使用
材料の破壊靭性規定として新たに採用された。この横膨出量の採用に際しては，通商産業省の
要請により昭和 53 年に日本電気協会原子力専門委員会第 2 分科会 PF 部会横膨出量ワーキング
グループで供試材 11 種についての試験研究が実施された(1)。
更に通商産業省告示第 501 号（制定昭和 55 年 10 月 30 日）の審議に際し，横膨出量の測定方
法並びに吸収エネルギーとの相関性について引続き十分把握しておくべきとの意見が出された
ので，昭和 56 年，再び上記第 2 分科会に横膨出量検討会が設けられ，横膨出量の測定方法の比
較評価（供試材：237 種）並びに横膨出量と吸収エネルギーの相関式の検討（供試材：昭和 53
年度分の 11 種）が行われた(2)。
ついで昭和 57 年，前年度に取得した研究データ（供試材：237 種）を使用し，JEAC 4206 の
方法及び各張り出し量の平均値による横膨出量値を対象として相関解析を行うことを通商産業
解6
省から要請され，上記横膨出量検討会において検討が加えられた(3)。
以上の結果により，通商産業省告示第 501 号（制定昭和 55 年 10 月 30 日）
（ASME Code Section
Ⅲ）の破壊靭性基準のべ一スとなった米国圧力容器研究委員会（PVRC）が用いた横膨出量と
破壊靭性試験で求めた破壊靭性の相関式が安全側の値を与えること，横膨出量測定方法として
は 4 種の方法が比較評価されたが，本規程の附属書 A に示した方法が最も安定していることが
確認された。
なお，JlS Z 2242 の本文及び備考に示された方法は，附属書 A に示すように本規程の方法と
若干異なるので注意すること。
（参考文献）
査
(1)：日本電気協会原子力専門委員会第２分科会 PF 部会横膨出量ワーキンググルーブ，横膨
出量基準に関する報告書（昭和 53 年 9 月）
(2)：日本電気協会原子力専門委員会第２分科会横膨出量検討会，横膨出量に関する検討結果
報告書（昭和 57 年 2 月）
審
(3)：同上，横膨出量と吸収工ネルギーの相関式の検討結果報告書（昭和 58 年 3 月）
（解説-RF-2300-2）衝撃試験片及び落重試験片の溶接部に対する試験片採取
溶接金属から試験片を採取する場合には，衝撃試験片及び落重試験片とも破断面がすべて溶
接金属となるように採取されることを原則とする。溶接熱影響部から試験片を採取する場合に
は，衝撃試験片の厚さ方向の位置は，原則として母材に準じることとし，JEAC 4201 の解説
衆
-SA-2220-1 にしたがって，破断面にできるだけ熱影響部が含まれるようにすることが望ましい。
（解説-RF-2400-1）破壊靭性試験
破壊力学評価と直接関係付けられる破壊靭性としては，静的平面ひずみ破壊靭性（KIc），動
的平面ひずみ破壊靭性（KId），平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性（KIa），延性亀裂の進展開始
に対応する破壊靭性（JIc）及び延性亀裂進展抵抗曲線（J - R 曲線）等がある。
公
これらの破壊靭性を求める試験方法が ASTM,ISO,JIS 等で規定されており，特に我国の原
子力分野では ASTM 規格が広く用いられてきている。
静的平面ひずみ破壊靭性測定法は 1970 年に ASTM E399-70T “Tentative Method of Test for
Plane-Strain Fracture Toughness of Metallic Materials”として制定された。ただ，静的平面
ひずみ破壊靭性（KIc）
，あるいは動的平面ひずみ破壊靭性（KId）は，破壊靭性の値が高いとき
には，原子炉圧力容器相当の厚さの破壊靭性試験片を使用した場合にも有効な平面ひずみの破
壊靭性が得られないことがある。このため，1970 年台以降，主として研究において，比較的小
型の試験片を用いて非延性破壊の開始点の J 積分（Jc あるいは Ju）を求め，この値から換算し
た破壊靭性（KJc）がよく使用されるようになり，ASME Section XI Appendix A “Analysis of Flaws”
解7
の KIc 曲線の妥当性の検討等にも使用されている。その後，マスターカーブ法による破壊靭性
設定方法の研究が進み，米国では ASTM E1921-97 “Standard Test Method for Determination
of Reference Temperature, To, for Ferritic Steels in the Transition Range”が規格化され，そ
の中で非延性破壊の開始点の J 積分（Jc）から換算した KJc をマスターカーブの参照温度（To）
の算出のための破壊靭性として使用することが採用されている。JEAC 4216 においても ASTM
E1921 のこの考えが踏襲されている。したがって，KIc と同様に，非延性破壊に対する評価に使
用する破壊靭性として KJc を使用することが可能である。
なお，フェライト鋼では破壊靭性の温度依存性が認められており，さらにマスターカーブ法
査
による破壊靭性設定方法の研究の発展から，破壊靭性の変動や試験片厚さの効果が以前より明
らかになりつつあることから，破壊靭性試験を実施する場合は，試験片の本数に留意するとと
もに，採用した試験方法を明確にすることが必要である。
（解説-RF-3000-1）新設される原子炉圧力容器炉心領域材料への配慮
審
本規程は供用期間中の原子炉圧力容器材料の破壊靭性に対する要求及び評価方法について規
定しているが，新設段階での評価が供用期間中の評価の前提となる。このため，新設される原
子炉圧力容器の設計においては，下記の事項を配慮することが望ましい。
(1) 新設される原子炉圧力容器炉心領域材料に対する監視試験計画は，
JEAC 4201 に従って行う。
(2) 新設される原子炉圧力容器炉心領域材料の破壊靭性は，以下の要求を満足する。
a. 照射前の上部棚吸収エネルギーは 102J 以上である。
衆
b. 設計で想定する運転期間における照射脆化を考慮に入れ，原子炉圧力容器内面から厚さ
の 1/4 位置における RTNDT 調整値は 93℃未満，上部棚吸収エネルギーの予測値(USE 調整
値)は 68J 以上である。
c. 設計で想定する運転期間における加圧水型原子炉圧力容器の炉心領域部の供用状態Ｃ及
びＤにおける破壊靱性の妥当性は，設計で想定する運転期間の照射脆化の影響を考慮した
公
破壊力学評価等（RF-4200 又は同等の方法）を用いて確認する。
炉心領域材料の破壊靭性に及ぼす中性子照射の影響としては，関連温度の上昇と上部棚吸収
エネルギーの低下の二つがある（JEAC 4201 の附属書 B 参照）
。いずれも当該材料に含まれる化
学成分，中性子照射量に依存するが，脆化に影響する化学成分（Cu 等）を制限した材料にあっ
ては，上部棚吸収エネルギーは照射前の値が 102J 以上であれば，原子炉圧力容器の供用期間
中にわたって 68J 以上が確保でき，RTNDT 調整値は原子炉圧力容器の供用期間中にわたって
93℃未満が確保できると考えられる。
上記(2)a.及び b.の配慮は，米国 10CFR50 Appendix G 及び R. G. 1 .99 Rev.2 の要求を参考に
したものである。
なお，本推奨事項は，将来的に JSME 設計・建設規格に取り込まれたら削除する。
解8
（解説-RF-3000-2）溶接熱影響部の取り扱い
RF-4000「非延性破壊防止に対する健全性評価方法」においては，監視試験により得られた
溶接熱影響部の吸収エネルギー41 J に対応する温度が，母材のそれより低い場合には，溶接熱
影響部の破壊靭性が母材のそれと同等以上と考えられるため，この評価を母材で代表できるが，
監視試験により得られた溶接熱影響部の 41J に対応する温度が母材のそれより高い場合には，
溶接熱影響部に対しても中性子照射による脆化を考慮した評価を実施する必要がある。この場
合，溶接熱影響部に対する中性子照射による関連温度の移行量は母材と同等と考えられるため，
JEAC 4201 の附属書 B の B-2000 の予測法を用いてよい。
また，RF-5000「延性破壊防止に対する健全性評価方法」においては，溶接熱影響部の上部
査
棚吸収エネルギーの減少率は母材と同等と考えられるため，JEAC 4201 の附属書 B の B-3000
の母材の予測式を用いてよい。
（解説-RF-4100-1）耐圧・漏えい試験並びに供用状態 A 及び B に対する健全性評価
(1) NRC 10 CFR 50 Appendix G の原子炉圧力容器に対する圧力・温度要求を参考に規定したも
審
のである。
(2) NRC 10 CFR 50 Appendix G と表-RF-4110-1 の原子炉圧力容器に対する圧力・温度要求内
容の相違個所及び適用にあたっての注意事項は，次のとおりである。
a. 耐圧・漏えい試験の燃料装荷後（圧力≦20％の場合）及び供用状態Ａ及びＢで炉心が未
臨界（圧力≦20％の場合）の場合の最低温度要求について， NRC 10 CFR 50 Appendix G
では，
「ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT ＋33℃」に代え，
「ボル
衆
ト締付け荷重が作用する部分の材料の最も高い RTNDT」と規定されているが，RTNDT+33℃
とした方が保守側となるため，本規程では，ボルト締付け荷重が作用する部分の材料の温
度要求は，JEAC 4206-2000，2004 及び 2007 の規定のままとしている。
b. NRC 10 CFR 50 Appendix G の耐圧・漏えい試験の燃料装荷後（圧力＞20％の場合）及び
供用状態 A 及び B で炉心が未臨界（圧力＞20％の場合）の場合の最低温度要求に対し，本
公
規程では「ボルト締付け荷重が作用しない部分の材料の最も高い RTNDT 」の要求を追加し
ている。
c. RTNDT が得られていないプラントについては，附属書 B「破壊靭性評価方法」を参考にす
るとよい。
d. 表-RF-4110-1 の最低温度要求は Pellini の破壊解析線図による遷移温度手法の考え方を
取り入れたものであることから，昭和 55 年 10 月 30 日までに原子炉設置許可を受けた原
子力発電所用原子炉圧力容器は，最低温度要求で使用する RTNDT 温度の代わりに，NDT
温度（無延性遷移温度）を用いてもよい。また，最低温度要求は遷移温度手法による簡易
的な評価方法であり，破壊力学評価に基づく圧力・温度制限の要求を満足すれば健全性は
確保される。ただし，炉心領域については，圧力・温度制限の要求を適用して詳細な評価
が必要とした。
解9
e. JEAC 4206-2007 までは，燃料装荷前の耐圧・漏えい試験における最低温度要求を規定し
ていたが，201X 年版より供用期間中の原子炉圧力容器の破壊靭性に対する要求及び評価方
法のみを適用範囲としたことから、この規定を削除した。燃料装荷前の耐圧・漏えい試験
における破壊靭性の要求は、JSME 設計・建設規格の添付 4-1 に記載されている。
(3) 破壊靭性の評価は，中性子照射の影響を考慮し，すべての炉心領域材料の中で最も制限さ
れる値を用いる必要があるが，炉内では中性子束の分布がある。JEAC 4201 の附属書 B の関
連温度移行量の予測法（国内脆化予測法）は中性子束もパラメータになっており，評価する
定格負荷相当年数(EFPY)時点で中性子束の分布も考慮して当該材料の評価を行う。このため，
EFPY に対して中性子束の違いによる関連温度移行量を国内脆化予測法を用いて評価した結
査
果，例えば解説図-RF-4100-1 に示すように，中性子束が高い方が関連温度移行量も大きくな
ることがわかった。したがって，評価においては当該材料で中性子束が最大になる位置を評
価すればよい。
Cu=0.16wt.%, Ni=0.8wt.%, T=288℃
審
120
5×1011
100
1×1011
衆
Δ RTNDT(℃)
80
(*)
(*)
5×1010
(*)
1×1010
(*)
60
5×109
(*)
1×109 (*)
40
20
公
1×107
1×108
(*)
(*)
2･s,
2, E>1MeV)
(*)
(*)中性子束(n/cm
中性子束(n/cm
E>1MeV)
0
0
10
解説図-RF-4100-1
20
30
EFPY
40
50
60
EFPY に対する中性子束の違いによる関連温度の移行量
（解説-RF-4120-1）圧力・温度制限の評価方法
1. 評価方法の妥当性
原子炉圧力容器の非延性破壊防止基準は，JEAC 4206-2000 までは静的平面ひずみ破壊靭性
KIc，動的平面ひずみ破壊靭性 KId 及び平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性 KIa の下限である KIR
曲線を用いることとなっていた。これに対し，ASME では，非延性破壊防止基準の裕度の見
解 10
直しが検討され，KIc 曲線使用の妥当性が確認された。(1) その結果，ASME Code Case N-641
更には ASME Code Section XI Appendix G に KIc に基づく破壊力学的評価が取り込まれた。
JEAC 4206-2003 追補版では， KIR 曲線に代わり，KIc 曲線を用いるために以下の項目につ
いての技術的な検討を行い，その妥当性を確認した。
(1) 想定される供用状態で生じる応力拡大係数の増加速度が静的な事象とみなせる程度
に小さいこと。
(2) KIR 曲線を採用した時点での不確定要素の一つであった「局所脆化領域（Local
Brittle Zone）の存在」の影響が少ないこと。
(3) KIc 曲線を用いた場合の圧力・温度制限に関する裕度が確認されること。
査
以下に示すとおり，技術的妥当性が確認されたことから，供用期間中の原子炉圧力容器
の非延性破壊防止のための評価に KIc 曲線を適用することは技術的に妥当と判断した。
(1) 応力拡大係数の増加速度が静的であることの確認
a. 供用期間中の耐圧・漏えい試験
供用期間中の耐圧・漏えい試験については，炉心領域胴において保守的に応力拡大係数
MPa m / s 程度である。
審
220 MPa m までの昇圧時間を 1 時間と仮定した場合の応力拡大係数の増加速度は 0.06
また，フランジ及びノズル等については，JSME 設計・建設規格の PVB-3100 の規定によ
り応力が制限されており，また，JSME 設計・建設規格 PVB-3130 の規定によると，局所的
な構造上の不連続部における応力集中係数は最大でも 5 である。したがって，フランジ及
びノズル等の応力拡大係数の増加速度は高くても 0.30 MPa m / s 程度であると推察される。
衆
b. 供用状態 A 及び B
中性子照射脆化により，一般的に最も非延性破壊評価上厳しい原子炉圧力容器の炉心領
域胴について起動停止時の応力拡大係数の増加速度を BWR 及び PWR で算出した結果，
BWR で 0.03 MPa m / s ，PWR で 0.04 MPa m / s 程度であった。
また，フランジ及びノズル等については，JSME 設計・建設規格 PVB-3100 の規定により
公
応力が制限されており，また，JSME 設計・建設規格 PVB-3130 の規定によると，局所的な
構造上の不連続部における応力集中係数は最大でも 5 である。したがって，フランジ及び
ノズル等の応力拡大係数の増加速度は高くても BWR で 0.15 MPa m / s ，PWR で 0.20
MPa m / s 程度であると推察される。
c. KIc 曲線の適用性
供用期間中の耐圧・漏えい試験，起動停止時における応力拡大係数の増加速度は，いず
れも ASTM E399-12, “Standard Test Method for Linear-Elastic Plane-Strain Fracture
Toughness KIc of Metallic Materials”（金属材料の平面ひずみの破壊靭性の標準試験方法）
に規定される静的平面ひずみ破壊靭性試験における応力拡大係数の増加速度の範囲 0.55～
2.75 MPa m / s よりも小さく，応力拡大係数の増加速度の観点からは，静的な事象として
扱えるため，KIc 曲線の適用は妥当である。
解 11
なお，荷重としては，地震荷重が考えられるが，炉心領域胴については，地震荷重によ
り発生する応力は軸方向応力であり，非延性破壊防止評価上支配的な応力（円周方向応力）
と応力の方向が異なること並びに胴の断面係数は非常に大きく，その発生応力は非常に小
さいことから，地震荷重の影響は無視できると考えられる。ノズルコーナ部に対しても，
炉心領域胴と同様に応力方向が異なること及びノズル管台が補強され，発生応力は非常に
小さいことから，地震荷重の影響は無視できると考えられる。
以上のことから，地震荷重は対象にしなくてもよいと判断した。
(2) 局所脆化領域の影響が少ないことの確認
原子炉圧力容器の製造には多層溶接継手が用いられている。海洋構造物の多層溶接継手に
査
は局所脆化領域と呼ばれ，周囲よりも破壊靭性が低い領域が生じることがある。附属書
B-4200 の(4)式の KIR 曲線の元である ASME Code Section III Appendix G の初版が発行され
た 1970 年代前半当時，KIR 曲線（正確には当時の Appendix G では KIa 曲線と称していた）
を採用する際の議論の１つに，溶接金属又は溶接熱影響部に微細な局所脆化領域の存在が懸
念されていた。このためポップイン注）から動的に亀裂が進展する可能性があることから，動
審
的な亀裂進展や亀裂の停止を考慮した破壊靭性 KIR 曲線を使用すべきであると考えられてい
た。
ところが，その後の 30 年間に亘る原子炉圧力容器鋼の研究における以下の調査・検討結果
の例が示すように，原子炉圧力容器鋼ではもはや局所脆化領域の存在は重要ではなく， KIc
曲線を用いた評価を採用することに問題がないと判断した。
a.
米国オークリッジ国立研究所で実施した中性子照射脆化が比較的大きい原子炉圧力容器
衆
用溶接金属の照射材の破壊靭性試験(2)によれば，ポップインが発生した破壊靭性試験片に
おいてポップイン発生時の破壊靭性データ範囲は，ポップインが発生しなかった試験片で
測定した破壊靭性データのばらつきの範囲と有意差はないこと(1)。
b. 原子炉圧力容器に使われている低合金鋼 SQV2A に熱処理を施し，溶接熱影響部の粗粒
域を模擬し，破壊靭性を低下させた材料に適正な溶接後熱処理（PWHT）を施すと，破壊
公
靭性は回復することが確認されている(3)。また，海洋構造物の溶接熱影響部には局所的に
破壊靭性の低い脆化領域が問題となったことがあるが，適正な PWHT を実施すると破壊靭
性が改善されることが判っている(4)。したがって，原子炉圧力容器は適正な PWHT を実施
しているので，局所脆化領域が実際上問題にならないと考えられること。
c. 評価においては，深さが 0.25t という大きな最大仮想欠陥を想定しているので，仮に，局
所脆化領域が存在しても，局所脆化領域は，最大仮想欠陥の中に含まれていると考えられ
る。
注）ポップインとは，破壊靭性試験における荷重及び変位の記録上での不連続点で，一般
には荷重の低下が起こるとともに変位が急に増加し，その後の試験において荷重が不
連続点における荷重を上回る場合をいう。局所脆化領域から発生した亀裂が僅かに伝
播した後に停止した場合にはポップインが生じる。
解 12
(3) 圧力・温度制限に関する裕度があることの確認
原子炉圧力容器の胴（炉心領域）において，PWR の停止ならびに BWR 及び PWR の供用
期間中の耐圧・漏えい試験について，代表的条件での圧力・温度制限カーブの裕度を算出し
た結果，KIc 曲線を用いても，現実的な条件に対して，十分な裕度が確認された。
（結果は本解説 4.項参照）
2．材料の破壊靭性
KIc 曲線は，附属書 B に記載されている式及び ASME Code Section XI Appendix G の曲線
がある。解説図-RF-4120-1 に 1 パスビード法及び 2 パスビード法の落重試験及びシャルピー
査
衝撃試験に基づいて求めた RTNDT による各 KIc 曲線の比較を示す。附属書 B の１パスビード
法の KIc 曲線は未照射材のデータをベースに決められていることから，照射材に対し余裕を
含むことが望ましいこと並びに評価に用いる KIc 曲線は評価を簡便にするため母材と溶接金
属を下限包絡する曲線が望ましいと考えられることから，本評価方法では，ASME Code Section
3. 最大仮想欠陥の妥当性
審
XI Appendix G の KIc 曲線を評価に用いることとした。
最大仮想欠陥は，JSME 設計･建設規格 添付 4-1 と同じ考え方に基づいて設定した。
4. 許容基準
許容基準に KIc 曲線を用いた場合の裕度を確認するため，原子炉圧力容器の炉心領域胴を
衆
対象に，圧力・温度制限曲線を算出して裕度を比較した。
なお，BWR については，飽和圧力温度下での運転のため，非延性破壊評価には大きな余裕
があることから，低温度・高圧力となる供用期間中の耐圧・漏えい試験について評価した。
供用状態 A 及び B（耐圧・漏えい試験を除く）では，KIc 曲線を用いて，RF-4120 の方法
で評価したケース２（想定欠陥深さ 0.25t，一次応力に対する安全係数 2，胴部溶接残留応力
公
及びクラッドの残留応力は無視）の最低温度における限界圧力は，より現実的に想定したケ
ース５（想定欠陥深さ 10 mm，一次応力に対する安全係数 1，胴部溶接残留応力及びクラッ
ドの残留応力を考慮）の最低温度における限界圧力の 1/2 以下であり，KIc 曲線を用いても十
分に裕度のあることが確認された。
（解説表-RF-4120-1）
耐圧・漏えい試験では，KIc 曲線を用いて，RF-4120 の方法で評価したケース２（想定欠
陥深さ 0.25t，一次応力に対する安全係数 1.5，胴部溶接残留応力及びクラッドの残留応力は
無視）の最低試験温度は，より現実的に想定したケース５（想定欠陥深さ 10 mm，一次応力
に対する安全係数 1，胴部溶接残留応力及びクラッドの残留応力を考慮）の最低試験温度よ
りも BWR，PWR ともに 30℃以上も高く，KIc 曲線を用いても十分に裕度のあることが確認
された。
（解説表-RF-4120-2，-RF-4120-3）
以上の検討から，許容基準に KIc 曲線を用いても十分な裕度があることが確認された。
解 13
（参考文献）
(1) Bamford, W. H., Stevens, G. L., Griesbach, T. J., and Malik, S. N, “Technical Basis
for Revised P-T Limit Curve Methodology,” Proceedings of the 2000 ASME
Pressure Vessels and Piping Conference, Seattle, WA, July 23-27, PVP-Vol.407,
pp.169-178.
(2) Nanstad, R. K., McCabe, D. E., Haggag, F.M., Bowman, K. O., and Downing, D. J.,
“Statistical Analyses of Fracture Toughness Results for Two Irradiated
High-Copper Welds,” Effects of Radiation on Materials: 15th International
Symposium, ASTM STP 1125, R. E. Stoller, A. S. Kumar, and D. S. Gelles, Eds.,
査
American Society for Testing and Materials, Philadelphia, PA, 1992, pp.270-291.
(3) J. Liao, K. Ikeuchi, F. Matsuda, “Toughness Investigation an Simulated Weld
HAZs of SQV-2A Pressure Vessel Steel,” Nuclear Engineering and Design 183,
1998, pp9-20.
公
衆
審
(4) 土師ら，製鉄研究，326（1987）
，36.
解 14
解説表-RF-4120-1
限界圧力の計算結果
（供用状態 A 及び B（耐圧・漏えい試験を除く）：PWR 停止時評価結果）
限界圧力
破壊
想定欠陥
安全係数
胴部溶接残留応力
RTNDT
靭性
（深さ×長さ）
(注)1.
クラッドの残留応力
(℃)
１
KIR
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
2
－
2.8
0.7
２
KIc
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
2
－
4.0
1.0
３
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
－
４
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
５
KIc
10 mm×60 mm
（クラッド部亀
裂も考慮）
1
(MPa)
(注)2.
査
50
限界圧力比
(注)3.
17.5
4.4
考慮
15.0
3.8
考慮
9.5
2.4
審
ｹｰｽ
(注)1.：一次応力（内圧）に対する安全係数
2.：最低温度における値
3.：ケース２を 1.0 とした場合の圧力比
ｹｰｽ
破壊
靭性
KIR
２
KIc
想定欠陥
安全係数
胴部溶接残留応力
圧力
試験温度
温度差
（深さ×長さ）
(注)1.
クラッドの残留応力
(MPa)
(℃)(注)2.
(℃)(注)3.
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
1.5
－
105
-33
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
1.5
－
72
0
21以下
51 以上
公
１
耐圧試験温度の計算結果（耐圧・漏えい試験：BWR の評価結果）
衆
解説表-RF-4120-2
7.63
(1.1Po)
(注)4.
３
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
－
４
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
考慮
21以下
51 以上
考慮
38
34
10 mm×60 mm
（クラッド部亀
1
裂も考慮）
(注)1.：一次応力（内圧）に対する安全係数
2.：RTNDT ＝50℃の場合の値
3.：ケース２からの温度差
4.：Po 運転圧力 （6.93 MPa）
５
KIc
解 15
解説表-RF-4120-3
耐圧試験温度の計算結果（耐圧・漏えい試験：PWR の評価結果）
破壊
想定欠陥
安全係数
胴部溶接残留応力
圧力
試験温度
温度差
靭性
（深さ×長さ）
(注)1.
クラッドの残留応力
(MPa)
(℃)(注)2.
(℃)(注)3.
１
KIR
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
1.5
－
121
-36
２
KIc
0.25t×1.5t
(胴部亀裂)
1.5
－
85
0
３
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
－
21以下
64 以上
４
KIc
10 mm×60 mm
(胴部亀裂)
1
考慮
21以下
64 以上
５
KIc
10 mm×60 mm
（クラッド部亀
裂も考慮）
1
考慮
48
37
16.9
(1.1Po)
(注)4
査
ｹｰｽ
公
衆
審
(注)1.：一次応力（内圧）に対する安全係数
2.：RTNDT ＝50℃の場合の値
3.：ケース２からの温度差
4.：Po
運転圧力 （15.4 MPa）
解 16
220
200
180
160
140
120
100
ASME
GG
ASMECode
CodeSec.
Sec.XIXIAppendix
Appendix
K
=36.48+22.78exp[0.036(T-RT
)]
KIcIc=36.48+22.78exp{0.036(
T-RTNDT
NDT)}
母材1パス(JEAC
4206)
母材 1 パス(JEAC 4206)
K Ic =33.46+65.29exp[0.0332(T-RT NDT )]
KIc=33.46+65.29exp{0.0332(T-RTNDT)}
溶接金属1パス(JEAC 4206)
溶接金属 1 パス(JEAC 4206)
K Ic =32.55+32.64exp[0.0378(T-RT NDT )]
KIc=32.55+32.64exp{0.0378(T-RTNDT)}
RT NDT ：関連温度
RTNDT：関連温度
T ：金属温度
T：金属温度
80
60
ASME
1パス母材
1パス溶接金属
40
20
0
-120
-100
-80
-60
-40
-20
T-RTNDT (℃)
0
20
40
60
80
審
ASME Code Section XI Appendix G と附属書 B の 1 パスビード法の比較
240
220
200
180
160
140
ASME Code Sec. XI Appendix G
ASME Code Sec. XI Appendix G
K Ic =36.48+22.78exp[0.036(T-RT NDT )]
KIc=36.48+22.78exp{0.036(T-RTNDT)}
母材2パス(JEAC 4206)
母材 2 パス(JEAC 4206)
K Ic =32.91+43.40exp[0.0343(T-RT NDT )]
KIc=32.91+43.40exp{0.0343(T-RTNDT)}
溶接金属2パス(JEAC 4206)
溶接金属 2 パス(JEAC 4206)
K Ic =32.60+32.12exp[0.0340(T-RT NDT )]
K =32.60+32.12exp{0.0340(T-RTNDT)}
RT Ic
NDT ：関連温度
RTNDT：関連温度
T ：金属温度
T：金属温度
衆
静的平面ひずみ破壊靭性 KIc（MPa√m）
(1)
査
静的平面ひずみ破壊靭性 KIc（MPa√m）
240
120
100
80
60
ASME
2パス母材
2パス溶接金属
40
公
20
0
-120
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
T-RTNDT (℃)
(2) ASME Code Section XI Appendix G と附属書 B の 2 パスビード法の比較
解説図-RF-4120-1
JEAC 4206 附属書 B 及び ASME の KIc 曲線の比較
解 17
（解説-RF-4122-1）圧力・温度制限の評価に用いる最大仮想欠陥
供用状態 A 及び B の評価に対して ASME Code Section III 及び XI の Appendix G に定めら
れている最大仮想欠陥は，
大きな安全率を見込んだ鋭い表面亀裂が用いられ，
4inch から 12inch
の厚さである場合，その深さは厚さの 1/4 である。最大仮想欠陥の深さを厚さ（t）の 1/4 とす
れば，(1/4)t 位置が試験片採取位置であることと一致する。
この最大仮想欠陥寸法は，ASME Code Section III の放射線透過試験（RT）の許容値 2％と
比べると深さで 12.5 倍，面積で約 150 倍の大きさとなる。
また，仮にこの RT の許容値以上の欠陥があったとしても，Section XI で要求される供用期
間中の体積試験（一般には超音波探傷試験）と組み合わせれば，許容値より 4 倍も大きい欠陥
査
（8％深さ）が検査もれになると考えられず，RF-4122 の最大仮想欠陥寸法は更にこの欠陥に
対して深さで約 3 倍，面積で約 10 倍の大きさとなる。内部の亀裂は検査もれになりやすいが
KI 値が表面亀裂の場合より小さいのでとりあげていない。
また，長さが深さの 6 倍以上の表面欠陥も考えられるが，長さが無限大を仮定したとしても
深さを(1/4)t の代わりに(1/6)t とすればほぼ同じ結果となる。
審
ここで，製造時又は供用期間中に各種の非破壊検査が実施されており，これらの非破壊検査
の検出性能，検査実績や想定欠陥の亀裂進展解析等に基づいて十分信頼性のある最大仮想欠陥
が想定できる場合には，より小さな欠陥を最大仮想欠陥として用いてもよい。ASME Code Section
III 及び XI でも十分信頼性のある最大仮想欠陥が想定できる場合には，より小さな欠陥を最大
仮想欠陥として用いてもよいとしている。
ノズルコ－ナ部の最大仮想欠陥の考え方を以下に示す。
衆
解説図-RF-4122-1 に示すように，ノズルコーナは，内圧による応力が胴部の周方向応力の
2～3 倍になる。このため，同じ最大仮想欠陥の場合，材料に対する破壊靭性要求は，胴部
より厳しいものになる。しかしながら，ノズルコーナ部自体には突合溶接部がないこと（溶
接部があってもクラッド溶接）及び母材購入時に非破壊検査を実施していることから，実質
的に大きな欠陥の存在は考えられない。このため，ノズルコーナ部の最大仮想欠陥は，JSME
公
設計・建設規格との整合性を図り，胴部の最大仮想欠陥の 1/4 の寸法とした。
ノズルの内面コーナ部の欠陥に対する計算例として，米国 WRC Bulletin No.175 に方法の
一例が報告されている。解説図-RF-4122-1 はノズル内面コーナ部と胴部の亀裂に対する応
力拡大係数と欠陥深さの関係を示したものである。
本図において，横軸は欠陥深さを，縦軸は応力拡大係数の補正係数（応力拡大係数 KI と内
圧による胴部公称応力の比）を示す。 1000 KI／σh＝10～15 m m の部分では，欠陥寸法
は胴部の 1/4 程度に小さくなっている。最大仮想欠陥寸法を胴部の最大仮想欠陥寸法の 1/4
にすれば胴部と同等の破壊靱性値を要求することになる。
ただし，非破壊検査の検出性能，検査実績や想定欠陥の亀裂進展解析等に基づいて十分信
頼性のある最大仮想欠陥が想定できる場合には，より小さな欠陥を最大仮想欠陥として用い
解 18
ノズルコーナ部の応力拡大係数
審
解説図-RF-4122-1
査
てもよい。
（解説-RF-4200-1）供用状態 C 及び D の評価方法
供用状態 C 及び D として想定されているような冷却材喪失事故や主蒸気管破断事故において
は，非常用炉心冷却系統の作動により容器内が冷却され，原子炉圧力容器内外間の温度差によ
り高い引張応力が容器内面に発生し，これと内圧による膜応力が重畳して高い引張応力が容器
内面に発生する。このような事象は PTS（Pressurized Thermal Shock，加圧熱衝撃）事象と
衆
呼ばれている。
原子炉圧力容器の炉心領域材料には，機械的特性や破壊靭性に優れた低合金鋼が用いられて
おり，更に製造段階や供用期間中の非破壊検査により有害な欠陥がないことが確認されている。
しかしながら炉心領域材料は，供用期間中に中性子照射を受けることにより，延性－脆性遷移
温度が上昇し，破壊靭性が低下する。このように靭性低下した供用期間中の原子炉圧力容器に
公
おいて PTS 事象が発生し，さらに原子炉圧力容器内表面近傍に大きな亀裂が存在するような条
件を想定した場合には，非延性破壊が発生し，破損に至る可能性が懸念される。したがって，
RF-4200 では PTS 事象において原子炉圧力容器の放射性物質の閉じ込め機能，すなわち１次冷
却材の保持機能が十分維持されているかどうかを，供用期間中に原子炉圧力容器内面近傍に仮
想的に想定した欠陥（最大仮想欠陥）に対する破壊力学評価により確認することを求めている。
この破壊力学評価は RF-4220 一般評価及び RF-4230 詳細評価の 2 段階で構成されている。
一般評価では，熱水力解析を伴わずに評価が可能なように原子炉圧力容器の接液温度が 1 次冷
却材の通常運転温度から安全注入水の水温まで瞬時に冷却される事象を評価対象事象として想
定し，原子炉圧力容器内面に想定した欠陥の応力拡大係数と温度の時間推移を表す PTS 状態遷
移曲線と破壊靭性遷移曲線が交差しないことを許容基準とし，満足しない場合には詳細評価を
実施することが求められる。詳細評価では，供用状態 C 及び D のうち温度低下が大きい事象又
解 19
は温度低下とともに圧力が高く維持される事象に対する熱水力解析を行い，高温予荷重（WPS）
効果(RF-4233(2))や亀裂伝播停止(RF-4233(3))を考慮した破壊力学評価により最大仮想欠陥が
伝播したとしても１次冷却材の保持機能が十分維持されていることを確認する。詳細評価の許
容基準を満足しない場合には，RF-4240 の是正措置を実施することを求めている。
（解説-RF-4200-2）PTS 評価の変遷と保守性
1980 年頃に米国で PTS 事象が注目されたことを受け，わが国では JEAC 4206-1991 において
PTS 事象に対する健全性評価方法が規定された。以下では，JEAC 4206-201X に至る評価方法の
査
変遷や，JEAC 4206-201X の評価方法における保守性について概説する。
1. PTS 評価方法の変遷
(1) JEAC 4206-2007 までの評価方法
（一財）発電設備技術検査協会の「原子炉圧力容器加圧熱衝撃試験実施委員会」（昭和
53 年～平成 3 年）が設立され，実証試験を含む包括的な検討により，供用期間末期及び延
審
長時における加圧水型原子炉圧力容器の炉心領域部に対する健全性評価手法が開発された。
その成果は，供用状態 C 及び D に対する評価方法として JEAC 4206-1991 に取り込まれて
以降，同手法は大きな改定はなされずに JEAC 4206-2007 まで用いられてきた。この評価方
法では，監視試験で得られた破壊靭性の実測値をもとに，中性子照射脆化による破壊靭性
値の温度シフトや温度シフトに対するマージンも考慮して，評価時期に対して予測した破
壊靭性データを下限包絡するように破壊靭性遷移曲線を設定し，この破壊靭性遷移曲線が
衆
PTS 状態遷移曲線を下回らないこと（交差しないこと）を求めている。
この評価では，中性子照射により脆化量が大きくなる原子炉圧力容器の内面に，非破壊
検査の精度や疲労亀裂進展を考慮して保守的に深さ 10mm の表面亀裂を仮想し，さらに１
次冷却材系統配管の設計余裕や格納容器内の高度な漏えい検知機能を考慮すれば，その発
生確率は極めて低いと考えられる大破断冷却材喪失事故も評価対象事象に含めて PTS 状
公
態遷移曲線を設定している。また，当時の実証試験で既に確認されていた高温予荷重効果
や亀裂伝播停止機構といった知見を許容基準において考慮していない。このように，JEAC
4206-2007 の評価方法は，特に PTS 状態遷移曲線の設定方法や許容基準に保守性が確保さ
れていたと言える。
(2) JEAC 4206-201X による改定
国内の原子力発電所では「軽水型原子力発電所用機器の供用期間中検査における超音波
探傷試験規程」
（JEAC 4207）に基づき原子炉圧力容器に対する超音波探傷検査（UT）が実
施されているが，2000 年の改定により新たに要求された 70°縦波斜角法 UT により，原子
炉圧力容器の健全性評価において特に重要な原子炉圧力容器内表面近傍（クラッドと低合
金鋼との境界部から低合金鋼側に 25mm の範囲）が重点的に検査されており，非延性破壊
解 20
の起点となるような大きな欠陥がクラッドも含めた内表面近傍に存在している可能性はき
わめて低いと考えられる。また，(1)で述べた健全性評価に供するため照射後材料に対する
破壊靭性データが数多く取得されており，このようなデータの分析結果に基づき国内の原
子炉圧力容器材料に適した破壊靭性曲線が新たに提案された(1,2)。さらに，原子炉圧力容器
の照射脆化は，国内外で重要課題として研究・開発が進められ，計算機による解析評価技
術の向上もあいまって，中性子照射脆化に対する健全性評価に適用可能なより精度の高い
応力解析手法等が開発されている(3)。米国の PTS 事象に対する基準も最新知見を取り入れ
た確率論的破壊力学評価を実施して見直しが行われており，米国等海外の PTS 事象に対す
る健全性評価手法との比較も行って，このような最新知見を踏まえてより精緻な評価が行
査
なえるよう，(一社)日本電気協会では従来の評価方法を抜本的に見直し，JEAC 4206-201X
において評価方法の改定を行った。主な変更項目は以下の通りである。
○PTS 状態遷移曲線（RF-4221，解説-RF-4221-4）
国内外の非破壊検査実績等を踏まえ，最大仮想欠陥を表面欠陥からクラッド下の内在欠
審
陥に変更した。また，欠陥寸法については従来の 10mm 深さを踏襲しつつも検査手法の精
度向上を踏まえて欠陥寸法を見直すことも可能とした。また，応力拡大係数は原子炉圧力
容器内面のクラッド溶接や継手溶接部に生ずる残留応力も考慮して算出することとし，有
限要素法を用いて算出することもできることとした。
○破壊靭性遷移曲線（RF-4222，解説-RF-4222-1,2）
衆
プラント建設時や破壊靭性データ数が十分でない場合にも破壊靭性値のばらつきを適
切に考慮した評価が行なえるよう，マスターカーブ法の考え方を用いて，シャルピー遷移
温度 Tr30 を指標として新たに提案された破壊靭性遷移曲線を規定した。当該材料の破壊靭
性データ数が十分あり JEAC4216 により To を設定できる場合は，To から破壊靭性遷移曲線
公
を設定することも可能とした。
○許容基準（RF-4233，解説-RF-4233-1）
非延性破壊の発生の有無の判定に際しては， JEAC 4206-2007 では考慮していなかった
高温予荷重効果を詳細評価に含めた。
また，PTS 事象時に非延性破壊が発生しても亀裂伝播停止の評価により亀裂が原子炉
圧力容器を貫通しないことが確認されれば，１次冷却材の保持機能が十分維持されること
から，原子炉圧力容器は供用可能とした。
このように，JEAC 4206-201X による改定では，最大仮想欠陥を想定して破壊力学評価
により亀裂安定性を評価するといった基本的なアプローチは JEAC 4206-2007 の考え方を踏
襲しつつも，最新知見を取り入れて評価手法を高度化することにより，想定される現象を
解 21
より精緻に評価することで，信頼性の高い評価が行えるように変更している。
2. JEAC 4206-201X の評価方法における保守性
JEAC 4206-201X の評価方法は，中性子照射量が高く破壊靱性が最も低くなる原子炉圧力
容器内表面近傍に亀裂状の欠陥を想定し，破壊力学評価により PTS 事象に対する亀裂発生の
有無を評価するが，このような決定論的アプローチでは，亀裂の想定や，過渡，破壊靭性等
を各々保守的に想定するため，評価全体として過度に保守的な評価となる傾向にある。この
ような問題を解決する方法として，事象の発生頻度や使用する変数の統計的なばらつき等を
考慮して，破壊力学に基づいて非延性破壊の発生及び炉壁を貫通する確率(亀裂貫通確率)を
査
求める確率論的破壊力学（PFM）評価方法があり，このような方法を用いることで原子炉圧
力容器の破損リスクに応じた合理的な許容基準を設定することが可能と考えられる。1985
年から米国で運用されている 10CFR50.61“Fracture Toughness Requirements for Protection
Against Pressurized Thermal Shock Events”(4)（いわゆる“PTS Rule”）では確率論的アプ
ローチにより導出された関連温度のスクリーニング基準が規定されている。また，2010 年に
審
10CFR50.61 の代替規則として制定された 10CFR50.61a(5)のスクリーニング基準は，最新の確
率論的アプローチに基づく再評価により亀裂貫通確率（TWCF）1×10-6/炉年に対応する関連
温度が許容基準として導入されており，例えば，母材（圧延材，鍛鋼品）については最大 180℃
と規定されている。この評価においては，溶接残留応力等も含めた応力拡大係数の評価や高
温予荷重効果及び亀裂伝播停止の評価を考慮していること等の破壊力学評価手法は
JEAC4206-201X の評価方法と大きな相違はないが，確率論的アプローチに基づき，事象の
衆
発生頻度，ならびに，欠陥及び破壊靭性の統計的なばらつきが考慮されている。
国内では，上記米国における確率論的破壊力学アプローチの規制への導入に着目し，早く
から(一社)日本溶接協会において PFM 小委員会が設置され，PFM 解析に関連した調査及び
応用研究の活動が進められてきた(6)。また，PTS 事象時の原子炉圧力容器の破壊確率の評価
に関しては，代表的なものとして(独)日本原子力研究開発機構(JAEA)が開発を進めている
公
PFM 解析コード PASCAL を用いた研究が挙げられる(7)。原子力規制庁では，高経年化技術
評価高度化事業の一環として，機器・構造物の健全性評価に対して確率論的評価手法の適用
を促進することを念頭に，原子炉圧力容器の PTS 事象時の健全性評価方法の高度化のため，
PFM 解析を用いて国内プラントの総合的な耐圧機能喪失頻度の評価を行う際に必要な各項
目の適用性に関する技術的根拠を整備するとともに，PFM 解析コードを用いた原子炉圧力
容器の健全性評価手法の標準化に向けて，専門家からの意見等を踏まえ，PFM 解析に関す
る指針案の作成及び指針案に係る情報の整備を進めている。この事業においても，PASCAL
コードを用いて，原子炉圧力容器の健全性評価における PFM 解析の標準的入力データ及び
解析手法，並びに解析コードの信頼性確認方法について整備が行われている(8)。このように
確率論的破壊力学アプローチの導入に向けて技術基盤の整備がなされつつあることから，本
規程についても，今後確率論的破壊力学アプローチの導入を図っていくことが望まれる。
解 22
（参考文献）
(1) 吉本ら，
「国内原子炉圧力容器鋼に対する破壊靭性カーブの開発」
，日本機械学会 2014
年度年次大会，G0310404
(2) Yoshimoto. T., et al., “Fracture Toughness Curves of Japanese Reactor Pressure
Vessel Steels considering Neutron Irradiation Embrittlement,” The 2nd
International Conference on Maintenance Science and Technology, ICMST-Kobe
2014
(3) International Atomic Energy Agency, “Pressurized Thermal Shock in Nuclear
Power Plants: Good Practices for Assessment (Deterministic Evaluation for the
査
Integrity of Reactor Pressure Vessel),” IAEA-TECDOC-1627, IAEA, Vienna,
2010.
(4)
Nuclear Regulatory Commission, 10CFR50.61, “Fracture Toughness Requirements
for Protection Against Pressurized Thermal Shock Events,” 1985.
(5)
Nuclear Regulatory Commission, 10CFR50.61a, “Alternate Fracture Toughness
審
Requirements for Protection Against Pressurized Thermal Shock Events,” 2010.
(6) 吉村，関東，リスク活用のための確率論的破壊力学技術 基礎と応用，(一社)日本溶接
協会 原子力研究委員会 PFM 小委員会，2014 年 3 月
(7)
西川，眞崎，勝山，鬼沢，現行の原子炉圧力容器の健全性評価手法に対する PASCAL3
を用いた破壊力学評価，日本原子力学会和文論文誌，Vol. 12, No. 3, p. 211-221 (2013).
(8) K. Osakabe, K. Masaki, J. Katsuyama, G. Katsumata and K. Onizaqwa, “Estimation
衆
of Through-wall Cracking Frequency of RPV under PTS Events Using PFM Analysis
Method for Identifying Conservatism Included in Current Japanese Code,”
PVP2014-28621, Proceedings of the ASME 2014 Pressure Vessels & Piping Division
Conference, Anaheim, USA (2014).
公
（解説-RF-4210-1）沸騰水型原子炉圧力容器の供用状態 C 及び D の評価
BWR 原子炉圧力容器では炉心領域に対して厳しい PTS 事象は発生しないので，RF-4200 の
対象は PWR 原子炉圧力容器のみとなる。この理由は以下のとおりである。
BWR 原子炉圧力容器については，冷水注入するノズルにはサーマルスリーブが設けられて
おり，冷水が直接炉壁に接することはなく，内圧は蒸気温度の低下に伴い減少するため，原子
炉圧力容器の構造及びシステム構成の特徴より，いわゆる PTS 事象は生じないと結論付けられ
ている(1)。これに加えて圧力容器壁と炉心との間隙が広いため中性子照射量が比較的低く，国
内の全 BWR 運転プラントを対象とした評価において，48EFPY 時点で破壊靭性の裕度が十分
にあることが確認されている(2)。
以上から，BWR 原子炉圧力容器の場合は，供用状態 C 及び D においては非延性破壊に対し
て厳しくなる事象はないため，非延性破壊は供用状態 A 及び B のみに対して評価すればよい。
解 23
なお，BWR において供用状態 C 及び D の評価が必要な場合には，RF-4200 の方法が参考に
なる。
（参考文献）
(1) ㈶発電設備技術検査協会，溶接部等熱影響部信頼性実証試験に関する調査報告書［原子
炉圧力容器加圧熱衝撃試験］
［総まとめ版］，平成 4 年 3 月，p20-26
(2) 桝田他，
「沸騰水型原子炉圧力容器の過渡事象における加圧熱衝撃の評価」，日本保全学
会第 10 回学術講演会，2013.7
（解説-RF-4221-1）一般評価における評価対象事象
査
一般評価で想定する評価対象事象は，評価上温度過渡が最も厳しくなるように原子炉圧力容
器内面の接液温度が 1 次冷却材の通常運転温度から安全注入水の水温に瞬時に変化する条件と
した。
なお，このように接液温度が瞬時に変化する事象においては原子炉圧力容器の内圧が高圧の
まま維持されることは考えがたいことから，圧力過渡は事象発生直後に大気圧に変化すると想
審
定してもよいこととした。接液温度が比較的速やかに低下する PTS 事象としては大破断冷却材
喪失事故があるが，このような事象では非延性破壊が問題となる温度まで，原子炉圧力容器の
温度が低下するのは，事象発生後数百秒以降であるのに対して，１次冷却材圧力は，事象発生
後数十秒で大気圧相当まで低下するため，圧力の影響は無視できることがわかっている。
（解説-RF-4221-2）残留応力の設定方法
衆
弾塑性有限要素法解析により残留応力を設定する場合には，旧(独)原子力安全基盤機構で実
施された「複雑形状部機器配管健全性実証事業」において，残留応力の解析に必要な物性値の
整備や残留応力の解析手法の検証がなされており，残留応力分布の算出にあたって参考となる
(1)～(3)。
一方，原子炉圧力容器の溶接後熱処理後における板厚内の継手溶接部の残留応力分布はしば
公
しば COS 分布で近似される(4)。また，クラッド溶接による残留応力は無応力温度を高温に設定
することで応力解析に反映することができる(4)。PWR 原子炉圧力容器の溶接部に対して算出し
た残留応力分布は，これらの手法でよく表現できることが確認されており(5)，応力解析に残留
応力分布を反映する簡便な方法として利用できる。残留応力の設定例としては，参考文献(5)
が参考となる。
（参考文献）
(1) 複雑形状部機器配管健全性実証に関する事業報告書，JNES，平成 15 年度～平成 19
年度.
(2)
N. Ogawa, et al., “Residual Stress Evaluation of Dissimilar Weld Joint Using
Reactor Vessel Outlet Nozzle Mock-up Model (Report-2) ,” Proceedings of ASME
2009 Pressure Vessels and Piping Division Conference, July 26-30, 2009, Prague,
解 24
Czech Republic, PVP2009-77269.
(3) JNES-RE-2012-0024, 複雑形状部機器配管健全性実証（IAF）事業 原子炉圧力容器の
異材溶接部に関する高温材料特性データ集, JNES, 2013.
(4)
International Atomic Energy Agency, “Pressurized Thermal Shock in Nuclear
Power Plants: Good Practices for Assessment (Deterministic Evaluation for the
Integrity of Reactor Pressure Vessel),” IAEA-TECDOC-1627, IAEA, Vienna, 2010.
(5) Hirota, T, et al., “Proposal for Update on Evaluation Procedure for Reactor Pressure
Vessels Against Pressurized Thermal Shock Events in Japan,” ASME PVP
査
2014-28392.
（解説-RF-4221-3）数値解析結果の使用
有限要素法解析や数値流体力学(CFD：Computational Fluid Dynamics)等の数値解析は，解
析モデル，解析条件及び解析手法等が複雑で専門的な知識が必要となることから，数値解析の
結果を評価に用いる際には，適切な解析を実施することが重要である。適切な解析結果を得る
審
ためには，解析者の力量の管理，解析プログラムや解析結果の検証等の数値解析の品質を確保
することが必要であり，これらは ISO 9001 の品質マネジメントシステムの適用によりその品質
管理が可能である。さらに，有限要素法解析の力量に関しては(一社)日本機械学会の計算力学
技術者(固体力学分野の有限要素法解析技術者)，CFD の力量に関しては計算力学技術者(熱流体
力学分野の解析技術者)の資格認定，ならびに，品質マネジメントや検証と妥当性確認に関する
標準(1,2)も整備されている。
(1)
衆
（参考文献）
(一社)日本計算工学会
工学シミュレーションの品質マネジメント
第 2 版，JSCES
S-HQC001:2014.
(2)
(一社)日本計算工学会 工学シミュレーションの標準手順，JSCES S-HQC002:2011.
公
（解説-RF-4221-4）一般評価に用いる最大仮想欠陥
最大仮想欠陥の位置は，母材あるいは溶接金属のうち，原子炉圧力容器が急冷された場合に
引張応力が生じ，かつ中性子照射による靭性低下の程度が大きい内面側とした。最大仮想欠陥
はクラッド下の内部欠陥としたが，これはクラッドから母材に進展するような大きな表面欠陥
が存在する可能性は極めて低いと判断されたこと，また近年クラッド下の内部欠陥に対してク
ラッドの影響を考慮した KI 値の簡便式が整備され，評価が容易となってきたことを反映したも
のである。大きな表面欠陥が存在する可能性が極めて低いと判断された理由としては，クラッ
ド内面は製造時に浸透探傷検査により表面割れがないことが確認されていること，運転中にク
ラッドに作用する応力及びその変動は小さく，疲労や応力腐食割れ等により供用期間中に亀裂
が発生する可能性が低いこと，供用期間中検査において，代表部位（溶接継手部及びその近傍）
の表層近傍を対象とした超音波探傷検査(縦波斜角 70°)の結果，これまで有害な欠陥は確認さ
解 25
れていないことが挙げられる(1)。
最大仮想欠陥の形状及び寸法については，従来通り深さ 10mm，長さ 60mm の半楕円欠陥
を想定することとしたが，非破壊検査の検出精度を踏まえるとより小さな欠陥であっても確実
に検出できることから，非破壊検査において有意な欠陥指示が認められない場合には，検出精
度を踏まえて欠陥寸法を見直すことも可能とした。なお，地震の発生により PTS 事象が引き起
こされる可能性があるが，容器の胴の断面係数は非常に大きく，地震により原子炉圧力容器に
加わる応力は小さいことから地震荷重による KI の増加程度は小さく，最大仮想欠陥の保守性に
含まれるため，別途地震荷重を考慮する必要はないと判断した。
母材の最大仮想欠陥の方向については，
温度過渡による応力は周方向と軸方向で同等であり，
査
KI 値は軸方向欠陥及び周方向欠陥で同等となるため，従来通り軸方向欠陥を想定することとし
た。溶接金属の最大仮想欠陥の方向については，軸方向継手及び周方向継手ともに溶接継手の
周方向の残留応力が軸方向よりも内面近傍で若干高めとなり，軸方向欠陥の KI 値が若干高めと
なるため，内面近傍に想定した最大仮想欠陥の非延性破壊の発生を評価する一般評価では，母
材と同様に軸方向欠陥を想定することとした。
(1)
審
（参考文献）
Hirota, T, et al., “Proposal for Update on Evaluation Procedure for Reactor
Pressure Vessels Against Pressurized Thermal Shock Events in Japan,” ASME PVP
2014-28392.
（解説-RF-4221-5）クラッド下の半楕円欠陥に対する応力拡大係数の算出
衆
最大仮想欠陥であるクラッド下の半楕円欠陥に対して応力拡大係数を算出するため，附属書
C の C-5000 に示す方法を用いることとした。具体的には，弾性解析による応力分布から附属
書 C の(36)式の応力拡大係数算出式を用いて応力拡大係数を求め，附属書 C の(38)式に示す補
正によりクラッドの降伏挙動の影響を加味する方法である。なお，本補正はβ補正と呼ばれ，
補正後の応力拡大係数は，弾塑性有限要素法解析による J 積分から換算した応力拡大係数より
公
も高く，保守的な評価結果が得られることが検証されている(1)が，仏国では評価裕度の精緻化
のためβ補正の改良が検討されており(2)，今後も注視が必要である。
また，計算式により簡便に応力拡大係数を求める上記の方法に加えて，亀裂をモデル化した
有限要素法を用いて最大仮想欠陥最深部の応力拡大係数を算出してよいことも合わせて規定し
た。有限要素法については IAEA TECDOC-1627(3)において応力拡大係数を精緻に求める方法
として言及される等，PTS 評価への適用事例があり，計算式による方法の代わりとなる。
（参考文献）
(1) D. Moinereau, et al., “Three-Dimensional Analyses of Shallow Subclad Flaws in a
PWR Vessel Submitted to a Severe Overcooling Transient,” Proceedings of ASME
1999 Pressure Vessels and Piping Division Conference, PVP-Vol. 388, 45-60, Boston,
USA.
解 26
(2) S. Marie, “Plastic Amplification β of the Stress Intensity Factor for Underclad Defect
in a Vessel Submitted to a Pressurised Thermal Shock,” Proceedings of ASME 2011
Pressure Vessels and Piping Division Conference, July 17-21, 2011, Baltimore,
Maryland, USA, PVP2011-57362.
(3)
International Atomic Energy Agency, “Pressurized Thermal Shock in Nuclear
Power Plants: Good Practices for Assessment (Deterministic Evaluation for the
Integrity of Reactor Pressure Vessel),” IAEA-TECDOC-1627, IAEA, Vienna, 2010.
（解説-RF-4222-1）Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線
査
Tr30 に基づく破壊靭性遷移曲線は，2013 年までに国内加圧水型原子炉圧力容器の監視試験で
取得された破壊靭性データ(未照射 414 個，照射後 606 個(～約 1020n/cm2，E>1MeV))を破壊靭
性のマスターカーブ法の考え方を用いて分析することにより，5%信頼下限の破壊靭性遷移曲線
として設定されたものである。To に代わり破壊靭性遷移曲線を設定するための指標としては，
シャルピー衝撃試験結果から得られる指標のうち，比較的相関性がよく現行の関連温度の移行
審
量に使用している Tr30 に補正係数 ΔTt を加えた温度 Tr30+ΔTt を指標としている。この破壊靭性
遷移曲線は鋼種ごと(母材(圧延材)，母材(鍛鋼品)及び溶接金属)に設定されているが，Tr30 を指
標として分析を行った結果，鍛鋼品の破壊靭性データに中性子照射量に対する依存性が若干認
められたため，60 年運転時点の原子炉圧力容器の評価に際して重要となる高照射領域での評価
精度向上等の観点から，いずれの鋼種に対しても中性子照射量が 5×1019n/cm2(E>1MeV)以上
の破壊靭性データを用いて破壊靭性カーブを設定している。設定された破壊靭性カーブは，監
衆
視試験で取得された破壊靭性データに対して 95%以上の包絡性を有していることが確認され
ている(1),(2)。
なお，未照射の溶接熱影響部の破壊靭性データは，(一社)日本溶接協会の 9HST 小委員会で
取得されており(3)～(5)，それを整理すると，解説図-RF-4222-1-1 に示すとおり，国内 PWR 監視
試験の未照射母材(圧延材)の破壊靭性データに対してフィッティングしたカーブと比べて，溶接
公
熱影響部の破壊靭性は同等以上であり，溶接熱影響部の Tr30 が母材の Tr30 と同じであれば，溶
接熱影響部の破壊靭性は母材よりも高い傾向にあることがわかる。さらに，国内 PWR の監視
試験で取得した溶接熱影響部の Tr30 と母材(圧延材)の Tr30 を比較して解説図-RF-4222-1-2 に示
すが，照射前・照射後ともに母材と比べて溶接熱影響部の Tr30 は低めの傾向がある。一般に，
溶接熱影響部は溶接時に加熱・急冷され，その後の溶接後熱処理により再加熱されて破壊靭性
が回復するため，溶接熱影響部の破壊靭性の評価は基本的に母材に対する評価により代表でき
ると考えられる。
解 27
800
9HST小委員会 溶接熱影響部データ(圧延材)
9HST小委員会 母材データ(圧延材)
700
母材(圧延材)の破壊靭性遷移曲線(5%信頼下限)
600
母材(圧延材)の破壊靭性遷移曲線(95%信頼下限)
500
400
300
200
査
1T換算破壊靭性 KJc(1T) (MPa√m)
母材(圧延材)の破壊靭性遷移曲線(50%信頼下限)
100
0
-100
-50
0
50
100
150
T-Tr30 (℃)
解説図-RF-4222-1-1
審
80
PWRプラント(圧延材)
60
●：未照射監視試験データ
○：照射後監視試験データ
▲：9HST小委員会データ
40
20
0
衆
Tr30 (溶接熱影響部) (℃)
未照射の溶接熱影響部の破壊靭性の傾向
-20
-40
-60
-80
公
-100
-120
-140
-160
-160 -140 -120 -100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
Tr30 (母材) (℃)
解説図-RF-4222-1-2
溶接熱影響部と母材の Tr30 の比較
（参考文献）
(1) 吉本ら，
「国内原子炉圧力容器鋼に対する破壊靭性カーブの開発」
，日本機械学会 2014
年度年次大会，G0310404
(2) Yoshimoto. T., et al., “Fracture Toughness Curves of Japanese Reactor Pressure
Vessel
Steels
considering
Neutron
解 28
Irradiation
Embrittlement,”
The
2nd
International Conference on Maintenance Science and Technology, ICMST-Kobe
2014.
(3)
酒井他，国産原子炉用超厚鋼材の破壊じん性に関する研究
質，圧力技術
(4)
第 22 巻 4 号
その 1 供試材とその基礎的性
42-52, 1984.
酒井他，国産原子炉用超厚鋼材の破壊じん性に関する研究
その 2 静的破壊じん性，
圧力技術 第 22 巻 5 号 27-37, 1984.
(5)
大橋他，原子炉圧力容器用極厚鋼板溶接継手の機械的性質と破壊靭性，川崎製鉄技報
（解説-RF-4222-2）To に基づく破壊靭性遷移曲線
査
Vol.13. No.3, 1981.
評価対象の材料に対して取得した破壊靭性データにより JEAC 4216 に準拠した破壊靭性の参
照温度 To を求めることも可能と考えられることから，RF-4222(1)に規定する Tr30 に基づく破
壊靭性遷移曲線に代えて，評価時期までの中性子照射による破壊靭性の温度移行量を考慮して
To に基づく 5%信頼下限のマスターカーブを破壊靭性遷移曲線として使用しても良いこととし
審
た。試験片の To から評価時期の破壊靭性遷移曲線を推定する際には，JEAC 4201 の国内脆化予
測法に基づいて，To を取得した試験片と評価時期の照射量に対応する ΔRTNDT 計算値の差
(ΔRTNDT 計算値(d))により補正することとした。なお，To は評価時期の照射量に近い照射量を
受けた試験片から取得することが望ましい。
（解説-RF-4223-1）一般評価における許容基準
衆
一般評価の許容基準では，詳細評価あるいは是正措置の必要性の有無を簡易的にスクリーニ
ングできるように，保守的に高温予荷重効果や亀裂伝播停止を考慮せずに PTS 状態遷移曲線と
破壊靭性遷移曲線が交差しないことを許容基準とした。
（解説-RF-4231-1）詳細評価における評価対象事象
公
詳細評価で対象とする PTS 事象は，大破断冷却材喪失事故，小破断冷却材喪失事故及び主蒸
気管破断事故とした。なお，大破断冷却材喪失事故は PTS 事象ではないが，１次冷却材温度の
低下が最大となることから，評価対象事象として選定したものである。これらの過渡事象は，(一
財)発電設備技術検査協会の「原子炉圧力容器熱衝撃試験実施委員会」において，国内 PWR プ
ラントに対する設計基準事象の中から，過渡変化中の原子炉圧力容器ダウンカマ部の１次冷却
材温度が 190℃以上の事象は材料の靭性が上部棚温度域にあり，かつ温度低下が小さく熱応力
も小さいことから，評価対象事象から除外し，残る事象の中から非延性破壊の観点で最も厳し
い事象として選定されたものである。これに対し新たに調査を行った結果，以下の通り追加で
評価すべき事象が無かったことから，詳細評価では従来と同様に大破断冷却材喪失事故，小破
断冷却材喪失事故及び主蒸気管破断事故を評価することとしたものである。
(1) JEAC 4201 の国内脆化予測法[Rev.2]及び RF-4222(1)に規定した破壊靭性遷移曲線に基づ
解 29
いて設定した国内 PWR 原子炉圧力容器炉心領域材料の 50EFPY 時の破壊靭性遷移曲線
でも，190℃以上では材料の靭性が上部棚温度域にある。
(2) 各国の PTS 事象に対する評価手法をまとめた IAEA TECDOC-1627(1)に記載された PTS
事象の内，1 次冷却材の冷却率，最低到達温度，事象の発生頻度及び再加圧の可能性の
観点で大破断冷却材喪失事故，小破断冷却材喪失事故及び主蒸気管破断事故より厳しく
新たに追加すべき事象はない。
(3) 米国の代替 PTS 規則 10CFR50.61a の根拠となった確率論的破壊力学評価の結果，関連温
度(RTPTS)のスクリーニング基準は概ね冷却材喪失事故による亀裂貫通確率が 10-6/炉年
に達する関連温度で決まっており，冷却材喪失事故以外の事象による亀裂貫通確率は
査
10-6/炉年に対して十分低い(2)。
（参考文献）
(1)
International Atomic Energy Agency, “Pressurized Thermal Shock in Nuclear
Power Plants: Good Practices for Assessment (Deterministic Evaluation for the
Integrity of Reactor Pressure Vessel),” IAEA-TECDOC-1627, IAEA, Vienna,
(2)
審
2010.
M. EricksonKirk, et al., “Technical Basis for Revision of the Pressurized Thermal
Shock (PTS) Screening Limit in the PTS Rule (10 CFR 50.61) Summary Report,”
NUREG-1806, August 2007.
（解説-RF-4231-2）破断前漏えい（LBB）概念の適用
衆
原子炉冷却材圧力バウンダリの非延性破壊の防止に関しては，実用発電用原子炉及びその附
属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則(設置許可基準規則)（第 17 条）及び実用発電
用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則(技術基準規則)(第 17 条)で要求されており，
具体的な評価方法として，JSME 設計・建設規格の関連温度 RTNDT 要求値の決定方法が認められ
ている。PTS 事象に対する非延性破壊の防止については，工事認可申請及び高経年化評価にお
公
いて，JEAC 4206 の規定に基づいて評価を行っている。
一方，原子力発電所の設計においては，設置許可基準規則(第 12 条)及び技術基準規則(第 27
条)で想定される配管破断に伴う動的影響から安全機能を有する設備を防護することが要求さ
れており，これに適合するため配管破損防護設計が行われている。
この時の配管の破損の形態として，以前は配管の瞬時破断を想定していたが，破壊力学の進
歩等により定量的な評価が行えるようになったことから，平成 4 年原子力安全委員会において，
配管破損防護設計を行うに当たり想定する配管の破損形態の決定にいわゆる破断前漏えい
（LBB：Leak Before Break）概念を適用することが了承された(1)。ただし，平成 4 年の原子
力安全委員会の審議結果では，LBB 概念の適用について，以下の(1)～(4)を対象外としたこと
から，LBB 概念を適用しているプラントであっても，安全評価(2)では以下の(1)～(4)に対して
は LBB 概念を適用していない。
解 30
(1) 原子炉格納容器の設計条件
(2)
ECCS（非常用炉心冷却設備）の性能評価（設備容量）(3)（冷却材喪失時の燃料被覆管
の最高温度等により評価）
(3) 安全機能を有する電気計装機器などの環境条件に対する設計上の考慮
(4) 被ばく評価
これを契機として，LBB に関する民間規格として JEAG 4613-1998(4)，JSME S ND-1 2002(5)
が発行され，配管破損防護設計を適用しているプラントにおいては，クラス１容器（原子炉圧
力容器，蒸気発生器，加圧器）
，クラス 1 支持構造物，炉心支持構造物及び燃料集合体の強度評
価に LBB 概念により設定した配管破損形態に基づく荷重条件を設定している。また，PWR プ
査
ラントの「第 1 種機器の設計過渡条件説明書」(6)でも，LBB 概念を適用しているプラントでは，
1 次冷却材喪失事故の過渡に対して，LBB 概念を適用した強度評価を行うことが可能としてい
る。
以上から，LBB 概念を適用しているプラントについては，原子炉圧力容器の PTS 評価も同
様に，LBB 概念を考慮した荷重条件を適用できることとした。
審
（参考文献）
(1) 原子炉安全基準専門部会報告書「配管の破断に伴う「内部発生飛来物に対する設計上の
考慮」について」
（最終改訂平成 18 年 9 月 19 日）
(2) 原子力安全委員会安全設計審査指針「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査
指針」
（最終改訂平成 13 年 3 月 29 日）
(3) 原子力安全委員会安全設計審査指針「軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評価指針」
衆
（最終改訂平成 4 年 6 月 11 日）
(4)「原子力発電所配管破損防護設計技術指針」(JEAG 4613-1998）
(5) (一社)日本機械学会 発電用原子力設備規格 配管破損防護設計規格(2002 年版) JSME S
ND1-2002
(6) 三菱重工業株式会社「第 1 種機器の設計過渡条件説明書」MAPI-1051 改 3（平成 16 年 3
公
月発行）
（解説-RF-4231-3）混合評価式
安全注入水が１次冷却材管より原子炉圧力容器入口管台を経てダウンカマ部に流入する場合，
1 次冷却材ループ流との混合により温度が上昇する。このため，安全注入水の注入時に原子炉
圧力容器炉心領域部が受ける温度過渡は安全注入水とループ流の混合の程度により異なる。
Yoshimura らの研究(1)において，実機の 1/3 スケールモデルを用いた試験を実施し，１次冷却
材と安全注入水との混合挙動が検証され，ループ流が停止しない場合には炉心領域部でループ
水と安全注入水が完全に混合すると見なせること，ループ流が停止している場合にも部分的に
混合が生じ炉心領域部に接液する流体温度は安全注入水より高いことが確認されている。
RF-4231 に示す混合評価式は同研究で整備されたものであり，ループ流が停止している状況
解 31
下での安全注入水の注入に対し，炉心領域部での接液流体の最低温度を示している。炉心領域
部のうち混合程度が低く接液流体の温度が低くなる上端部での試験結果から設定されており，
同式による炉心領域部の温度過渡設定は保守的な結果を与える。
なお，近年の計算機の進歩や解析手法の高度化の状況を考えて，このような１次冷却材の混
合 状 態 が 適 切 に 把 握 さ れ て い る 場 合 に は ， 数 値 流 体 力 学 (CFD ： Computational Fluid
Dynamics)解析や試験等の結果から設定して評価してもよいこととした。
(参考文献)
(1) S. Yoshimura et al., “Mixing Behavior of Safety Injection Water within the Cold
Leg and the Downcomer under Postulated Accidents,” Paper 13.D in Proceedings
Newport, Rhode Island U.S.A., 1985.
（解説-RF-4231-4）詳細評価に用いる最大仮想欠陥
査
of the Third International Topical Meeting on Reactor Thermal Hydraulics,
最大仮想欠陥の位置，形状及び寸法は，一般評価と同様に，原子炉圧力容器炉心領域内面の
審
クラッド下に深さ 10mm，長さ 60mm の半楕円の内部欠陥を想定することとし，非破壊検査
において有意な欠陥指示が認められない場合には，検出精度を踏まえて欠陥寸法を見直すこと
も可能とした。
母材の最大仮想欠陥の方向については，熱衝撃荷重による応力は周方向と軸方向で同等であ
るが，圧力に対しては周方向応力が高めとなり，軸方向欠陥の KI 値が高めとなることから，一
般評価と同様に，軸方向欠陥を想定することとした。溶接金属の最大仮想欠陥の方向について
衆
は，板厚内の亀裂の伝播まで評価する詳細評価では，溶接継手の残留応力の板厚内の分布を踏
まえると，いずれの方向の欠陥の KI 値が高めになるとは言えないが，発生し得る欠陥の性状を
考慮して溶接線方向の欠陥を想定することとした。
（解説-RF-4233-1）詳細評価における許容基準
公
詳細評価における許容基準では，一般評価の許容基準に加えて，破壊力学評価に関する最新
の知見を踏まえて，冷却過程で応力拡大係数 KI が単調減少している場合には KI が破壊靭性を
上回ったとしても非延性破壊が生じないとする高温予荷重効果，及び１次冷却材を維持する機
能が損なわれないことを確認するとの観点から，非延性破壊発生後に亀裂が板厚を貫通するか
否かを評価する亀裂伝播停止評価を取り入れ，精緻化した評価が行えるようにしている。
（解説-RF-4233-2）高温予荷重効果
高温予荷重(warm prestressing，WPS)効果とは，亀裂を有するフェライト系鋼製の構造物
や機器が高温で予め引張応力を生じる負荷を受けると，破壊靭性が見かけ上増加する現象であ
り，実験的には約 50 年前から知られている 。
この高温予荷重効果の現象は，次の 3 種類の機構によって生じるものと考えられている(1)。
解 32
(1)
高温における予荷重により，亀裂先端前方では加工硬化が引き起こされる。その後に低
温となるとともに降伏点が上昇するため，塑性域内で転位が不活性の状態となり，低温で
破壊を起こすには付加的な荷重が必要となる。
(2)
高温における予荷重により，亀裂先端の鈍化が引き起こされ，応力集中が減少すること
から破壊が起こり難くなる。
(3)
予荷重温度あるいは冷却過程において除荷されることにより，亀裂先端前方では圧縮側
の残留応力となる。この残留応力のため破壊するには付加の荷重が必要となる。
高温予荷重効果についての実験的な検証を含めた研究が各国で実施されている。国内では加
圧熱衝撃事象に対する PWR 型原子炉圧力容器の健全性を実証する試験が国家プロジェクトと
査
して 1983 年から 1991 年に（一財）発電設備技術検査協会の「原子炉圧力容器加圧熱衝撃試験
実施委員会」において実施され，その一環として高温予荷重効果の検証試験が行われた(2,3)。こ
の検証試験は，照射後の原子炉圧力容器鋼材の破壊靭性を模擬した鋼材から製作した原子炉圧
力容器肉厚相当の試験体である CT 試験片(6T-CT)及び半楕円表面亀裂付平板に，温度と負荷
（応力拡大係数，KI）の履歴を付与し，小規模降伏条件を満たす条件にて高温予荷重効果の有
審
効性を確認している。
米国では NRC のスポンサーシップのもとで 1970～1980 年代に Oak Ridge National
Laboratory(ORNL)において，Heavy-Section Steel Technology(HSST)プログラムの一環とし
て原子炉圧力容器のような厚肉機器の健全性についての研究が行われた。容器を対象とした試
験シリーズとしては，Intermediate Test Vessels(ITVs) ，Thermal Shock Experiments(TSEs)
及び PTS Experiments(PTSEs)があり，容器に熱衝撃及び加圧熱衝撃を付与した一連の破壊試
衆
験が実施された(4)。これらの実験と解析を通して破壊力学的手法の開発が進められたが，これ
ら研究の主要な目的の１つに高温予荷重効果の検証が挙げられた。
一方，近年欧州では高温予荷重効果を各国の規格に導入することを目的に，
SMILE(Structural Margin Improvements in aged-embrittled RPV with Load history
Effects)や NESC VII 等のプロジェクトによる研究が実施されている。SMILE プロジェクトで
公
は，CT 試験片を用いて高温予荷重の基本パターン（温度と KI の履歴）とともに KI の振動を
与えた履歴を付与した試験，及び環状亀裂付円筒試験体に現実的な PTS 条件に近い温度と KI
の履歴を，機械的荷重と熱衝撃荷重との複合負荷により付与した試験を行っている(5)。NESC
VII のプロジェクトでは，大規模な亀裂付試験片（曲げタイプの十字型試験片及びディスク型
試験片）を用いた 2 軸応力下での高温予荷重試験を実施した(6)。NRI Rez,plc 及び Edf では，
照射材の試験片を用いた高温予荷重の基本パターンの試験を実施している(7,8)。
以上の各国の高温予荷重効果に係わるプロジェクト及び研究では，照射材を含めた様々な破
壊靭性レベルの材料を対象に，複雑で大規模な試験体や破壊靭性測定用の試験片を含む種々の
形状・寸法の試験体を用い，現実に想定される PTS 事象及び基本的な予荷重付与のパターンと
なる温度と KI の履歴を付与した試験を（応力拡大係数の振動の有無や 2 軸応力の影響も含め
て）実施し，以下に示す 2 つの主要な結果が実験的に検証されている。
解 33
a) 冷却過程で応力拡大係数 KI が単調減少している場合(dKI/dt<0)には，KI が破壊靭性
を上回ったとしても非延性破壊が生じない。
b) 低温での再負荷過程において，KI が材料の破壊靭性よりもさらに付加のマージンがな
いと，非延性破壊が生じない。
a)は，McGowan により提唱された(9)。また，b)についても再負荷過程での破壊荷重を定量的
に予測する種々の方法が，工学的な方法あるいは数値解析的方法として提案されている。
高温予荷重効果は各国の健全性評価の規格に取り込まれている。JSME 維持規格 EB-3000，
米国 ASME Code Section XI Appendix A，フランス RCC-M Annex ZG，ドイツ KTA3201.2，VERLIFE，
ロシア MRKR-SKhR-2004 では，基本的には a)の適用を認めている。また，規格ではないものの，
査
米国の PTS ルールの改定のために原子炉圧力容器の破損確率の解析に使用された確率論的破
壊力学コード FAVOR には，高温予荷重効果の考慮がなされていることから，代替 PTS 規則の
スクリーニング基準(10CFR50.61a)にも，高温予荷重効果の概念が取り入れられている。
加圧水型原子炉圧力容器の主要な加圧熱衝撃事象においては，原子炉圧力容器内面近傍に想
定する欠陥最深部の応力拡大係数 KI を支配するのは熱応力であり，KI は温度の低下ともに一
審
旦増加し最大値を経た後，減少する傾向がある。高温予荷重効果の各国での検証及び規格への
導入状況を踏まえて，詳細評価の許容基準として，a)「冷却過程で応力拡大係数 KI が単調減少
している場合(dKI/dt<0)には，KI が破壊靭性を上回ったとしても非延性破壊が生じない」が適
用できると考えられるので，RF-4230 の詳細評価に取り入れることとした。
なお，再負荷時の破壊の予測法については，工学的方法や数値解析方法として種々の提案が
なされており，今後もその動向を注視し，最適な手法を取り入れていく予定である。
衆
（参考文献）
(1) Williams, P. T. et al., “Fracture Analysis of Vessels - Oak Ridge FAVOR, v04.1,
Computer Code: Theory and Implementation of Algorithms, Methods, and
Correlations,” NUREG/CR-6854, ORNL/TM-2004/244, August, 2007.
(2) Okamura, H. et al., 1994, “Verification of Warm Prestressing Effect Under a
公
Pressurized Thermal Shock (PTS) Event,” ASME Journal of Pressure Vessel
Technology, Vol.116，pp.267‐273.
(3) Okamura, H. et al., 1996, “Further Experimental Verification of Warm Prestressing
Effect Under a Pressurized Thermal Shock (PTS),” ASME Journal of Pressure
Vessel Technology, Vol.118，pp.174‐180.
(4) Pugh, C. E. and Bass, B. R., “A Review of Large-Scale Fracture Experiments
Relevant to Pressure Vessel Integrity Under Pressurized Thermal Shock
Conditions,” ORNL/TM-2000/360.
(5) Moinereau, D. et al., “SMILE Project : The Effect of Warm Pre-stress in RPV
Assessment : Synthesis of Experimental Results and Analyses,” Proceedings of
ASME 2006-ICPVT-11, 2006 ASME Pressure Vessels and Piping Division
解 34
Conference, July 23-27, 2006, Vancouver, BC, Canada, PVP2006-ICPVT- 11-93178.
(6) Moinereau, D. et al., “NESC VII : A European Project for Application of WPS in
RPV Assessment including Biaxial Loading,” Proceedings of ASME 2010 Pressure
Vessels and Piping Division / K-PVP Conference, July 18-22, 2010, Washington,
USA, PVP2010- 25399.
(7) Lauerova, D. et al., “Warm Pre-stressing Tests for WWER 440 Reactor Pressure
Vessel Material,” Proceedings of ASME 2009 Pressure Vessels and Piping Division
Conference, July 26-30, 2009, Prague, Czech Republic, PVP2009-77287.
(8) Chas, G. et al., “Fracture toughness of a highly irradiated pressure vessel steel in
査
warm pre-stress loading conditions(WPS) ,” Proceedings of ASME 2011 Pressure
Vessels and Piping Division Conference, July 17-21, 2011, Baltimore, Maryland,
USA, PVP2011- 58029.
(9) McGowan, J. J., “Assessment of the beneficial effects of warm prestressing on the
fracture properties of nuclear reactor vessels under severe thermal shock,”
審
Westinghouse WCAP-9178 March, 1978.
（解説-RF-4233-3）亀裂伝播停止評価
原子炉圧力容器が受ける中性子は板厚内で減衰することから，容器の外面側に向かうほど中
性子による脆化は小さく，破壊靭性は高くなる。また，PTS 事象では，一般に安全注入水の注
入により内面近傍の温度低下は大きくなるものの，外面側の温度低下は内面近傍よりも小さい
衆
ことから，内面近傍と比べると，外面側ほど破壊靭性は高く，(熱)応力は低くなる，あるいは，
圧縮側になる。このような状況から，容器の内面近傍に想定した欠陥から非延性破壊が発生し
たとしても，亀裂が伝播して容器の板厚を貫通するまでに停止する可能性があり，貫通に至ら
なければ放射能を原子炉圧力容器内に閉じ込めることができる。
国内，米国及び欧州では，円筒試験体，容器試験体及び平板試験体を使用し，亀裂伝播停止
公
の挙動についての実験的な検証を含めた種々の研究が実施されている。国内では（一財）発電
設備技術検査協会の「原子炉圧力容器加圧熱衝撃試験実施委員会」において実施された PTS
に関する研究の一環として，炉壁の脆化形態を模擬した板厚方向靭性勾配材（3 層材）による
大型試験体を使用した脆性亀裂伝播停止の検証試験を実施し，非延性破壊が発生しても板厚内
で亀裂の伝播が停止することが確認されている(1)。米国では，HSST プログラムの一環として
実施された容器を用いた熱衝撃(Thermal Shock Experiments (TSEs))及び加圧熱衝撃 (PTS
Experiments (PTSEs))を付与した試験(2)，及び片側亀裂付の広幅厚板試験体による亀裂伝播停
止試験(3)が実施されている。広幅厚板試験体の動的 FEM 解析では，応力拡大係数が増加する
状態(dKI/da)での平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性 KIa が求められるとともに，シャルピーの
上部棚開始温度以上の温度で最終的に停止が起こったことも確認された。独国 MPA-Stuttgart
では，広幅平板による亀裂伝播停止試験(4)及び厚肉の中空円筒状試験片により PTS 事象下での
解 35
亀裂の伝播と停止の挙動を調べる試験 (5) を実施した。以上の各国の亀裂伝播停止に係わる実
験・解析から，亀裂伝播の停止が生じることやその挙動が線形破壊力学で表現できることが確
認されている。
亀裂伝播停止の概念は各国の健全性評価の規格に取り込まれている。 JSME 維持規格の
EB-3000，米国 ASME Boiler and Pressure Vessel Code Section XI Appendix A，フランス RCC-M
Annex ZG，ドイツ KTA3201.2 等に既に導入されている。また，規格ではないものの，米国の
PTS ルール(10CFR50.61 及び同 50.61a)は，原子炉圧力容器の板厚を貫通する確率がベースにな
っており，従来から亀裂伝播停止の概念が実質的に取り入れられているといえる。
線形破壊力学では，伝播している亀裂が停止する条件は，KI ≦KIa で与えられる。ここで，
査
KI は応力拡大係数，KIa は平面ひずみ亀裂伝播停止破壊靭性である。KIa は，ASTM E1221 の試
験方法(6)で求めることができる。この試験法はフェライト鋼を対象に，CCA 試験片を一定の温
度に保持し，くさびを挿入することにより，脆化ビードに設けた切欠きの先端から非延性破壊
を発生させ，応力拡大係数が減少している過程において伝播している亀裂を停止させ，静的な
解析から KIa を求める試験方法である。ただし，この方法では比較的大きな試験片が必要とな
審
り，特に照射材に対して KIa を測定することが難しいことから，RTNDT 等との相関により KIa
を設定することが一般的である。JSME 維持規格や ASME Code Section XI では，KIa とともに動
的平面ひずみ破壊靭性 KId の下限包絡曲線を温度 T 及び RTNDT の関数とした KIR 曲線が準備さ
れており，KIa 曲線はこの KIR 曲線で代用されている。RF-4233 に記載されている KIa 曲線は，
１パスビード法による落重試験により求めた RTNDT をパラメータとする場合には（一社）火
力原子力発電技術協会 構造基準委員会 KIR 検討会(以下「KIR 検討会」という。)で定められた
衆
KIR 曲線であり(7)，また，2 パスビード法による落重試験により求めた RTNDT をパラメータと
する場合には ASME Section XI Appendix A の KIa 曲線である。これらの式に基づくと，照射に
よる RTNDT の上昇に応じて KIR 曲線も高温側に移行することとなるが，非延性破壊の発生に対
する破壊靭性（静的破壊靭性）の参照温度 To が高温側になるほど非延性破壊発生の破壊靭性曲
線と亀裂伝播停止破壊靭性曲線の温度差は小さくなる傾向がある(8)ことから，未照射材料で設
公
定した上式の亀裂伝播停止破壊靭性曲線を使用することは保守側の評価となると考えられる。
なお，2 パスビード法で求めた RTNDT の代替として，マスターカーブ法による RTTo を用い
て，KIa 曲線を設定する方法が提案されており，静的破壊靭性により求めた To に 63℃を加算し
た RTTo（=To＋63℃)を RTNDT の代わりに KIa の式に代入すれば，KIR(=KIa)曲線を設定するこ
とができる。
以上に示した主要な PTS 事象発生時における炉壁内の破壊靭性分布の特徴から，亀裂伝播停
止の現象が起こりうること及びそれを評価する手法が確立したと判断されることから，亀裂伝
播停止を RF-4230 の詳細評価に取り入れることとした。なお，想定した最大仮想欠陥から非延
性破壊が発生した場合には，最大仮想欠陥に対する亀裂伝播及び亀裂伝播の停止を評価しても
よいが，厚さ方向及び亀裂長さ方向の亀裂伝播を評価する必要があり，評価が煩雑となること
から，簡易的でかつ評価上保守側となるように，伝播中，あるいは停止時の欠陥の形状として
解 36
は，深さ一定の長い表面亀裂(2 次元亀裂)とみなしてもよいこととした。また，停止が生じた場
合には，停止した時刻以降の PTS 事象に対して非延性破壊の再発生及び塑性崩壊の有無を評価
することとし，亀裂の伝播が停止する位置が厚さの 75％を超える場合には容器を貫通するとみ
なすこととした。
（参考文献）
(1) H.Okamura et al., “A Crack Arrest Test Using a Toughness Gradient Steel Plate,
ASME Journal of Pressure Vessel Technology,” Vol.117，1995, pp.330‐334.
(2) Pugh, C. E. and Bass, B. R., “A Review of Large-Scale Fracture Experiments Relevant
to Pressure Vessel Integrity Under Pressurized Thermal Shock Conditions,”
査
ORNL/TM-2000/360.
(3) D.J.Naus et al., “Wide-Plate Crack-Arrest Tests Utilizing Prototypical and
Degraded(Simulated) Pressure Vessel Steels,” Conf-890855-1.
(4) K.Kussmaul et al., “Full Thickness Crack Arrest Investigations on Compact
Specimens and a Heavy Wide-Plate,” NUREG/CP-0131.
審
(5) B. R. Bass et al., “CSNI Project for Fracture Analyses of Large–Scale International
Reference Experiments(FALSIRE II),” NUREG/CR-6460.
(6) ASTM E1221, “Standard Test Method for Determining Plane-Strain Crack-Arrest
Fracture Toughness, KIa of Ferritic Steels.”
(7) Maekawa O., et al., “Establishment of a new KIR curve based on TNDT obtained by the
one pass procedure,” ASME PVP，Vol.353，page351～358, 1997.
衆
(8) F. Obermeier, et al., “Crack Arrest Test Results of Unirradiated and Irradiated
German RPV Steels,” ASME PVP 2013-97954.
（解説-RF-4240-1）是正措置
供用状態 C 及び D における非延性破壊に対する安全余裕を確保するための方策としては，
以
公
下の方法が挙げられる。これらの方法は，RF-5200 の要求が満足されない場合にも参考となる。
(1)原子炉圧力容器が受ける中性子束の低減による破壊靭性低下の緩和
(2)焼なましによる原子炉圧力容器の破壊靭性の回復
(3)安全注入水の温度上昇や流量の削減による原子炉圧力容器炉心領域部の温度低下及び応
力上昇の緩和
(1)及び(2)は，原子炉圧力容器の破壊靭性に対する方策であるが，このうち，(1)については
炉心外周部に低燃焼度燃料を配置して炉心外への中性子束を低減させ，評価時期の破壊靭性の
低下を抑えることが有効な方策となる。米国では，10CFR50.61(1)において関連温度がスクリー
ニング基準に達すると見込まれる場合には，中性子束を低減することを求めており，安全余裕
を確保するための方策として規制に取り入れられている。
(2)については，中性子照射による破壊靭性の低下は，使用温度より多少高い温度で，一定時
解 37
間焼なましを行うことによって回復し，その回復の程度は，焼なましの温度が高いほど，また
時間が長いほど高く，焼なまし時間よりも焼なまし温度の方が効果の大きいことが知られてい
る。原子炉圧力容器に対して焼なましを行なう場合には，照射後の監視試験片を用いて破壊靭
性の回復の程度を事前に確認した上で，焼なまし後の照射脆化の影響も考慮して求めた炉心領
域材料の破壊靭性予測値が RF-4200 の要求を満足すること，RF-5100 の要求又は RF-5200 の
要求を満足すること，及び焼なまし後の監視試験方法の妥当性を確認する必要がある。米国で
は焼なましに対する基準として NRC から 10CFR50.66(2)及び Regulatory Guide 1.162(3)が発行
され，民間からは ASME Section XI Code Case N-557(4)及び ASTM E509(5)が発行されている。さ
らに，
運転供用前にキャンセルされたプラントを使った二つの方法
（ガス方式及びヒータ方式）
査
の実証試験も DOE(アメリカ合衆国エネルギー省：United States Department of Energy)の財
政援助のもとで実施され，ガス方式については実証試験が終了し，焼きなましにより容器及び
配管に残留歪が残らないことやコンクリート温度が適切な範囲にあることが確認され，一部の
内容が EPRI レポート(6)として発行されている。ヒータ方式は財政援助がなくなったため実証
試験の途中で中断した。ロシア及び東欧では，原子炉圧力容器に対する焼なましは既に 10 プ
審
ラント以上に対して実施され，豊富な実績がある。
(3)は，PTS 事象時の原子炉圧力容器内面の温度低下や内外間の温度差により生じる応力を緩
和するための方策である。この方策の実施に際しては，安全設計の観点から影響がないことを
事前に確認しておく必要がある。
（参考文献）
(1) Nuclear Regulatory Commission, 10CFR50.61, “Fracture Toughness Requirements for
衆
Protection Against Pressurized Thermal Shock Events,” 1985.
(2) Nuclear Regulatory Commission, 10CFR50.66, “Requirements for Thermal Annealing of
the Reactor Pressure Vessel,” 1996.
(3) Nuclear Regulatory Commission, Regulatory Guide 1.162, “Format and Content of
Report for Thermal Annealing of Reactor Pressure Vessels,” 1996.
公
(4) ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section XI, Code Case 557-1,“In-Place Dry
Annealing of a PWR Nuclear Reactor Vessel, “1996.
(5) ASTM Standard, E509-14, “Standard Guide for In-Service Annealing of Light-Water
Moderated Nuclear Reactor Vessels,” 2014.
(6) Electric Power Research Institute, TR-108316, “Marble Hill Thermal Annealing
Demonstration Project,” 1998.
（解説-RF-5100-1）原子炉圧力容器に対する上部棚破壊靭性の要求
米国 NRC 10 CFR 50 Appendix G（2013）の原子炉圧力容器に対する上部棚破壊靭性要求を参
考に規定したものである。
厚さの 1/4 位置の要求は解説-RF-4122-1 の最大仮想欠陥の深さの説明を参照のこと。
解 38
（解説-RF-5200-1）上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の要求
(1) RF-5200(1)項の「炉心領域部の試験可能な全ての溶接継手の体積試験」は，JSME 維持規格
の表 IB-2500-1 注(3)の中性子照射を 1×1019n/cm2(E>1MeV)を超えて受けた場合の試験程
度に相当する。
(2) RF-5200(1)項の「有意な欠陥指示」は，JSME 維持規格の A-5000 による。
(3) RF-5200(2)項の「(1)で実施した体積試験で有意な欠陥指示があった場合には，最大仮想欠
陥の設定に対し，その結果を考慮しなければならない。
」とは，JSME 維持規格により評価し
た欠陥寸法が，RF-5212 で想定する最大仮想欠陥を超える場合には，JSME 維持規格により
査
評価した欠陥寸法を用い，RF-5210 に示す方法を準用した評価を行い，許容基準を満足する
ことをいう。なお，体積試験が可能でない部位については，その領域に応じて最大仮想欠陥
寸法を設定して評価を行うこととなるが，その設定方法については十分な検討が必要である。
(4) (3)の「JSME 維持規格により評価した欠陥寸法」とは，JSME 維持規格の EB-3000 に従って，
欠陥のモデル化（EB-3200）及び亀裂進展評価（EB-3300）後の評価期間末における平面欠
審
陥の予測深さ(af)と予測長さ(lf)に対応する値である。ただし，RF- 5212 では，最大仮想欠陥
として，深さと長さの比が 1/6 の表面欠陥を対象としているので，「JSME 維持規格により評
価した欠陥寸法」は，以下の手順に従い，深さと長さの比が 1/6 の表面欠陥に置き換えるこ
とにより，最大仮想欠陥と比較を行う。
a. 内部欠陥は，予測深さ(af)と予測長さ(lf)がそれぞれ等しい表面欠陥に置換する。
b. 表面欠陥又は a.で表面欠陥に置換した内部欠陥に対して，lf＜6af の場合には欠陥の長さ
衆
を 6af とする。af＜lf /6 の場合には，i) 欠陥の深さを lf /6 とするか，又は ii) 当該欠陥と
等価若しくは保守側となる深さと長さの比が 1/6 の表面欠陥に置換してもよい。ただし，
ii)の場合には，その欠陥寸法の設定根拠を明らかにする必要がある。
ここで，a.に述べた内部欠陥から表面欠陥への置換は，以下の理由から，保守的な評価
を与える。
公
1) 予測深さ(af)と予測長さ(lf)が同一の表面欠陥と内部欠陥を比較すると，表面欠陥の
応力拡大係数や J 積分は内部欠陥のそれらと比べ，同等以上となること。
2) 加圧水型原子炉圧力容器の供用状態 C 及び D の評価上厳しい条件では，熱応力が
内表面の方が高くなること。
(5) RF-5200 の要求が満足されない場合の方策としては，解説-RF-4240-1 が参考となる。
（解説-RF-5210-1）上部棚吸収エネルギーが 68J を下回る場合の評価方法
米国においては原子炉圧力容器の上部棚吸収エネルギーが 68J を下回った場合の健全性評価
手法として弾塑性破壊力学を適用しており，NRC から Regulatory Guide 1 .161,“Evaluation
of Reactor Pressure Vessels with Charpy Upper-Shelf Energy Less Than 50 ft-lb“が発行さ
れ，ASME からは Section XI Appendix K, “Assessment of Reactor Vessels with Low Upper
解 39
Shelf Charpy Impact Energy Levels” が発行されている。両評価方法とも，各供用状態に対
する許容基準を規定しているが，ASME Section XI Appendix K には Level C, D（供用状態 C，
D に相当）に対する具体的な評価手法（J 積分，破壊靭性の計算方法等）が規定されていない。
一方，Regulatory Guide 1 .161 は全供用状態に対して具体的な評価手法が規定されており，
実際に原子炉圧力容器を評価するにあたっては Regulatory Guide 1 .161 の方が使い易くなっ
ている。NRC は Generic Letter 92-01（原子炉圧力容器の健全性の解析に関連する新しいデー
タの確認，収集と関連する基準への影響評価を要求したもの。）に対する各電力会社の回答及び
前述の評価手法にしたがった各オーナーズグループの解析及び NRC の独自の解析から，50ft-lb
を下回るプラントに対しても運転認可の期間中は十分な破壊靭性を保つと SECY-94-267,
査
“Status of Reactor Pressure Vessel”, October 28, 1994 で結論づけている。
国内プラントに対する原子炉圧力容器の上部棚吸収エネルギーが 68J を下回った場合の健全
性評価手法としては，通商産業省原子力発電技術顧問からなる総合予防保全顧問会高経年化対
策検討会においても原子炉圧力容器の上部棚吸収エネルギーの低下に対する評価を実施してお
り，供用期間中に 68J を下回った場合の健全性評価手法としては Regulatory Guide1.161 が使
審
用されてきたが，(一財)発電設備技術検査協会の｢機器配管供用期間中健全性実証試験｣及び｢原
子力プラント機器高度安全化対策技術委員会｣，また民間研究における検討成果を反映し，
RF-5210 及び附属書 D に国内プラントに対する評価手法を策定した。
RF-5210 は，中性子の照射により材料の上部棚吸収エネルギー（USE）が 68J を下回ると予
想される原子炉圧力容器に対する健全性評価方法である。
RF-5210 に基づき評価することで，USE が要求値を下回った場合でも，遷移温度領域に対す
衆
る破壊防止のための解析方法と同様に，亀裂を想定して破壊力学手法により評価し，許容基準
を満足していれば，68J を上回っている場合と同様に健全性は確保できるとするものである。
RF-5210 においては，破壊靭性データとして USE の低下予測方法及び USE と Jmat の相関
式，
破壊力学評価に用いる亀裂進展力として Japp 算出式及び安全率を含む許容基準を規定する。
公
（解説-RF-5211-1）国内上部棚破壊靭性評価式
国内上部棚破壊靭性評価式は (一財)発電設備技術検査協会の「原子力プラント機器高度安全
化対策技術委員会」で開発されたものであり，データベースは，母材 210 データ，溶接金属 110
データであり，母材，溶接金属に分けて統計解析を行ったものである。材料の化学成分の範囲
も国内プラントと対応しており，特に照射試験データが充実している点が評価できる。
なお，今後ともデータの蓄積を図り，より精度の高いものとしていくことが望まれる。
（解説-RF-5212-1）延性破壊防止に対する健全性評価に用いる最大仮想欠陥
供用状態 A 及び B に対する評価には，RF-4122 で規定されている最大仮想欠陥を適用する。
また，供用状態 C 及び D に対する評価には，RF-4221(4)で規定されている最大仮想欠陥の形
状・寸法を適用しているが，RF-4200 では評価の精緻化を図るため，クラッド下の内部欠陥を
解 40
適用することにしたのに対し，RF-5210 では供用状態 A 及び B の最大仮想欠陥に合わせて簡便
に評価が行えるよう内表面欠陥を適用する。
（解説-RF-5213-1）過渡条件
上部棚領域では遷移温度領域に比べ，温度低下に伴う破壊靱性の変化は小さいため，亀裂進
展力の大きさのみを考慮して評価対象となる過渡条件を選択することでよい。例えば，最大仮
想欠陥に対して RF-5214(2)に示す一般評価方法を用いて弾性解析により Japp を求め，Japp が最
大となる過渡条件を評価対象とすればよい。又は，評価が保守側となる過渡条件を設定して，
評価対象としてもよい。
査
加圧水型原子炉圧力容器に対しては，以下のように取り扱ってよい。
(1) プラント固有の過渡条件
プラント固有の過渡条件としては，以下の過渡条件を対象としてよい。ここで，供用状態
C 及び D の過渡条件において１次冷却材ループ流が停止する事象については，RF-4231(2)
において規定されている評価手法を用いて原子炉圧力容器近傍の温度を評価するとよい。
審
・ 負荷の喪失（供用状態 A, B）
・ 出力運転中の非常用炉心冷却系の誤起動（供用状態 A, B）
・ 100％からの原子炉トリップで不注意な冷却と安全注入を伴うトリップ（供用状態 A, B）
・ 主蒸気管小破断事故（供用状態 C）
・ 一次冷却材喪失事故（供用状態 D）
・ 主蒸気管破断事故（供用状態 D）
衆
(2) 包絡過渡条件
(1)に代わり，供用状態 A, B に対しては，設計圧力の 1.1 倍の圧力と停止の温度過渡，供用
状態 C 及び D に対しては，各供用状態の最大圧力と 100%定常時の温度から各供用状態の過
渡条件における最低温度へのステップ状温度変化の過渡としてよい。
公
（解説-RF-5214-1）亀裂進展力
評価に用いる亀裂進展力（Japp）は，弾塑性有限要素法（FEM）解析により詳細に算出する
ことができる。(一財)発電設備技術検査協会の「機器配管供用期間中健全性実証試験」において，
上部棚吸収エネルギーが低い（50J 程度）厚肉容器を用いた比較的長い延性亀裂進展実験と，
その弾塑性 FEM 解析が行われ，弾塑性 FEM 解析の適用性が確認されている(1)。
有限要素法解析の実施にあたっては，解説-RF-4221-3 を参考のこと。
（参考文献）
(1) Urabe, Y., et al., 2001,A Ductile Crack Growth Behavior of a Pressure Vessel with
Low Upper Shelf Energy, ASME PVP-Vol. 426, pp. 35-40.
解 41
（解説-RF-5215-1）許容基準
健全性評価に適用する許容基準は，供用状態により以下のように変えている。基本的には供
用状態 A, B 及び C では延性安定亀裂進展量 2.5mm の状態での延性亀裂進展性評価及び亀裂不
安定性評価，供用状態 D では延性亀裂安定性評価と塑性崩壊評価としている。
（解説-附属書 B-1000-1）破壊靭性評価式
１パスビード法による落重試験及び衝撃試験により求めた RTNDT (RTNDT(1) )，2 パスビード
法による落重試験及び衝撃試験により求めた RTNDT (RTNDT(2) )，及び Trs をパラメーターとし
た（一社）火力原子力発電技術協会 構造基準委員会
B B-4000)，これらの破壊
査
で定められた KIR 曲線及び
KIR 検討会(以下「KIR 検討会」という。)
KIc 曲線(1,2)を記載するとともに(附属書
靭性曲線を，直接，定義するのに必要なデータ（RTNDT，Trs）が得られていない昭和 55 年 10
月 30 日までに原子炉設置許可を受けた初期の原子力発電所用原子炉圧力容器等（以下「初期
原子炉圧力容器」という）の材料についても破壊力学評価が可能なように，KIR 検討会の材料
データ，
（一社）日本溶接協会原子力研究委員会 7～9HST 小委員会の材料データ，初期プラン
審
トの材料データ及び製鋼メーカの材料データより，母材 196 チャージ，溶接金属 104 チャージ
のデータベースを構築し，統計解析を行って初期原子炉圧力容器の限られた材料データからも
KIR 曲線，KIc 曲線を求めることが可能な破壊靭性評価式を設定した(3) (附属書 B B-5000)。な
お，JEAC 4206-2004 に添付されている破壊靭性検討会報告書「初期プラント材料に対する破壊
靭性曲線の評価手法の検討(PFR-0001-2004)」には，本附属書 B に使用されている遷移温度や
吸収エネルギーの相関等の情報が記載されており，参考となる。
衆
ここで，KIR 検討会で破壊靭性試験を実施した材料の厚さは 255mm までの範囲であり(1)，現
行の原子炉圧力容器の炉心領域材料はその範囲内であるが，厚さが 255mm を越える厚い材料
への適用に対しては十分なデータがなく，そのような場合は 1 パスビード法による RTNDT を取
得したとしても 2 パスビード法による破壊靭性曲線を適用することが推奨される。
また，
JSME 維持規格に対しても適用可能であり，KIR は KIa として読み替えることができる。
公
なお，米国での初期プラントの破壊靭性評価方法としては，NRC Regulatory Standard
Review Plan NUREG-0800, Section 5.3.2 (Rev.2, 2007/3)及び Branch Technical Position BTP
5-3(Rev. 2, 2007/3)が発行されている。
（参考文献）
(1)
Maekawa O., et al., “Establishment of a new KIR curve based on TNDT obtained by the
one pass procedure，
” ASME PVP，Vol.353，page351‐358, 1997.
(2)
Sakai, M., Maekawa, O., Iida, M., and Tani, M., 1997, “Applicability of Charpy
Transition Temperature as Fracture Toughness Control Parameter,” ASME PVP-Vol.
346, pp. 101-106.
(3)
Tomimatsu, M., Iida, M., Kanazawa, Y., Sakai, M., Kojima, N., Sumimoto, H.,
Takahashi, Y. and Kusuki, A., “Fracture Toughness Prediction Methods for Nuclear
解 42
Reactor Vessel Steels,” 9th International Conference on Pressure Vessel Technology,
2000, pp.101‐106.
（解説-附属書 B-5120-1）TCV の計算方法
附属書 B-5120(1)a.に記載の「Tr50 と Tr35M は，各試験温度での衝撃試験のデータの最低値に
基づく下限の遷移曲線に基づいて定義する」の下限の遷移曲線は，以下のように求めるとよい。
 T  T1 
R  A  B tanh
 を用いて遷移曲線の下限曲線を設定する。
 C 
(2)
 T  T1 
R  A  B tanh
 を用いて遷移曲線のベストフィットを設定し，すべての試験
 C 
査
(1)
データの下限曲線となるように，T1 又は A を再設定する。
解説図-附属書 B-5120-1-1 に，(1)の方法で求めた場合の遷移曲線の例を示す。この場合，Tr50
は－32.6℃と算出される。解説図-附属書 B-5120-1-2 に(2)の方法で求めた場合の遷移曲線の例
を示す。
T1 を再設定した場合の Tr50 は－32.0℃，A を再設定した場合の Tr50 は－33.3℃となり，
審
ほぼ同等の値となる。いずれに場合も，下限の遷移曲線になっていることがわかる。遷移曲線
を求める場合，上部棚データを必ずしも含める必要はないが，吸収エネルギーで 102J 及び横
公
衆
膨出量で 1.3mm 未満のデータは遷移曲線の算出に含めるのが望ましい。
解 43
300
吸収エネルギー（Ｊ）
250
200
150
100
50
-80
-60
-40
解説図-附属書 B-5120-1-1
-20
試験温度（℃）
20
40
60
下限の遷移曲線の例：(1)の方法
300
審
T1 で調整した場合
250
吸収エネルギー（Ｊ）
0
査
0
-100
200
150
100
衆
50
0
-100
-80
-60
-40
-20
試験温度（℃）
0
20
40
60
-40
-20
試験温度（℃）
0
20
40
60
公
300
吸収エネルギー（Ｊ）
250
A で調整した場合
200
150
100
50
0
-100
-80
-60
解説図-附属書 B-5120-1-2
下限の遷移曲線例：(2)の方法
解 44
（解説-附属書 C-4100-1）内圧による応力拡大係数の算出
圧力容器のノズルを平板にあいた穴とモデル化したとき，この穴から生じた亀裂に対する
K I (MPa m ) は，Paris と Sih の計算より

：応力（MPa）
a
：亀裂の深さ（mm）
r
：穴の半径（mm）
査
1000 K I
a
 F 
 a
r
審
a
F   ：KI の補正係数
r
応力として胴部の周方向応力 σh を用いたとき，この F (a/r)と(a/r)の関係は解説図-附属書
C-4100-1 の実線のように表される(1)。この F (a/r)は深さ一定の亀裂を対象としているが，考慮
すべき亀裂は表面亀裂なので実際の補正係数はもっと小さくてよいと考えられる。しかし，ど
れ程小さくすべきか現在のところ解明されていない。
衆
実際のノズルコーナは丸みを帯びていることから，上記の式との対応をつけるため，(33)式
に示すようにノズルコーナとその対角線との交点の半径 rn を用いている（附属書図 C-4100-1
及び解説図-附属書 C-4100-1 参照）
。
Gilman と Derby の結果をこの a/rn で整理して解説図-附属書 C-4100-1 に三角印及び丸印で
示す。有限要素法で計算した F (a/r)は平板の近似計算結果と同じ傾向を示しているが，0.74～
公
0.82 の割合で小さく，エポキシ樹脂のモデル実験結果はこれらより大きかった。この差は明ら
かでないが，モデル寸法の差にも原因があると考えられる。
有限要素法で用いたノズル寸法が実際のノズル寸法に近いために，これまで，上記の式の F
(a/r)は解説図-附属書 C-4100-1 の点線(有限要素法のデータを結んだ曲線)を用いてきた。ASME
Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “Rules for In-Service Inspection of Nuclear
Power Plant Components,” 2013 Edition.にて，この曲線を近似した式が規定されたことを受
け，本規程においても，JEAC 4206-2007 までは図として記載していたデータを数式化した。こ
の数式は Mehta らにより定式化されたものであり，解説図-附属書 C-4100-1 の点線と良好な一
致を示すことが確認されている。(2)
解 45
（参考文献）
(1) PVRC Ad Hoc Group on Toughness Requirements, August 1972, “PVRC
Recommendations on Toughness Requirements for Ferritic Materials,” WRC Bulletin No.
175, Welding Research Council, New York.
(2) 三浦，原子炉容器ノズルコーナーき裂に対する破壊評価法に関する検討，電力中央研究所
衆
審
査
報告 Q14001（平成 26 年 6 月）
公
解説図-附属書 C-4100-1 ノズルコーナ部の欠陥に対する応力拡大係数の評価
（解説-附属書 C-4200-1）
近似応力分布による応力拡大係数の算出
C-4200 に記載した応力拡大係数の算出方法は，C-4200 の(3)a に示した参考文献“ASME
Boiler and Pressure Vessel Code, Section XI, “Rules for In-Service Inspection of Nuclear
Power Plant Components,” 2013 Edition.”にて採用されたものである。これは，C-4200
の(3)b に示した参考文献の検討結果を踏まえて ASME に規格化されたものである。なお，
C-4200 の(3)b に示した参考文献では，ノズルコーナに丸みがある場合とない場合の式が記
載されているが，C-4200 の(34)式はノズルコーナに丸みがない場合の式である。この式は，
もともとは Fife らが提唱したものであり，以降に示す検討結果に基づき，近似応力分布に
よる応力拡大係数の算出に際して最も適した式であると評価された(1)。
解 46
附属書図 C-4100-1 に示すノズルコーナ部に，内面で 1，外面で 0 となるような n 次（n =
0～3）の応力分布が作用するとき，無次元化亀裂深さ（欠陥深さ／ノズルコーナ部厚さ）
に対する応力拡大係数の補正係数（C-4200 中の式(34)において K I /  a に相当）を解説図
-附属書 C-4200-1 に示す。応力分布の次数及び無次元化亀裂深さの値によらず，ノズルコ
ーナに丸みがない解の補正係数は丸みがある解の補正係数よりも大きな値を示している。
例えば，0 次の応力分布において，前者は後者に比べ，無次元化亀裂深さの値によらずおよ
そ 2.4%大きい。一般に，ノズルコーナ亀裂の応力拡大係数はノズルコーナの曲率半径に依
存し，他の寸法が同じであればノズルコーナの曲率半径が小さいほど応力拡大係数が大き
くなる。C-4200 においては，ノズルコーナの曲率半径が 0 である場合，すなわちノズルコ
0.8
0.8
ノズルコーナーに丸みがある解
0.6
胴板
補正係数
0.4
欠陥
0.2
ノズル
0.4
0.2
ノズルコーナー部
0次の応力分布
ノズルコーナーに
丸みがない解
胴板
ノズルコーナーに
丸みがある解
欠陥
ノズルコーナー部
1次の応力分布
0.0
0.0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0
0.5
0.1
0.8
0.6
補正係数
胴板
衆
補正係数
0.0
0.3
0.4
0.5
0.8
ノズルコーナーに
丸みがない解
0.6
0.2
0.2
欠陥深さ/ノズルコーナー部厚さ
欠陥深さ/ノズルコーナー部厚さ
0.4
ノズル
審
補正係数
0.6
ノズルコーナーに丸みがない解
査
ーナに丸みがない場合の解を採用し，安全側に応力拡大係数を算出するものとした。
ノズルコーナーに
丸みがある解
欠陥
0
0.1
0.4
ノズル
0.2
0.3
0.4
欠陥
0.2
ノズルコーナー部
2次の応力分布
公
ノズルコーナーに
丸みがある解
ノズル
ノズルコーナー部
3次の応力分布
0.0
0.5
0
欠陥深さ/ノズルコーナー部厚さ
解説図-附属書 C-4200-1
ノズルコーナーに
丸みがない解
胴板
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
欠陥深さ/ノズルコーナー部厚さ
応力拡大係数の補正係数に及ぼす無次元化亀裂深さの影響
（参考文献）
(1) 三浦，原子炉容器ノズルコーナーき裂に対する破壊評価法に関する検討，電力中央研究所
報告 Q14001（平成 26 年 6 月）
（解説-附属書 C-5000-1）
クラッド直下の欠陥に対する計算例
RF-4200 に規定される原子炉圧力容器の炉心領域部に対する供用状態 C 及び D の健全性評
価において PTS 状態遷移曲線の設定に適用するため，フランス RSE-M 規格に採用されている参
考文献(1)に示す CEA の解を採用したものである。
ただし，応力拡大係数の算出式に用いられる係数はその本来の性質から欠陥深さ，アスペク
解 47
ト比の変化に対して滑らかに変化するべきものであるが，RSE-M 規格にはこの条件に明らかに
反する係数が認められたため，係数 ij (j = 0～4)は CEA による原文献(1)から引用した。また，
RSE-M 規格では，C 点での係数が母材とクラッドの縦弾性係数の比が同じ(Ec/Eb=1)場合しか
示されていないが， (解説-RF-4221-5)に示したように，式(39)のβを考慮(β補正)すると保守
的な KI が得られることが知られており，原子炉圧力容器のように Ec/Eb が比較的 1 に近い場合
には，Ec/Eb が KI に及ぼす影響は小さいと考えられるため，附属書表 C-5000-2 では Ec/Eb=1
の係数 ij (j = 0～4)を規定したが，Ec/Eb に拘らず使用できることとした。
（参考文献）
査
(1) S. Marie, S. Chapuliot, “Improvement of the calculation of the stress intensity factors
for underclad and through-clad defects in a reactor pressure vessel subjected to a
公
衆
審
pressurised thermal shock,” Int. J. Pressure Vessels Piping, 85[8], 517-531 (2008).
解 48

原子炉圧力容器の 健全性評価手法の高度化

アルファー・ゾル-G注入工法【PDF913MB】

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