高速炉MOX燃料用酸素ゲッターの開発 -...

JAEA-Research

2007-085

高速炉MOX燃料用酸素ゲッターの開発－候補材の選定と被覆管装荷方法の検討－

Feasibility Study of Oxygen Getter for FBR MOX Fuel- Selection of Material and Examination of Loading Method into a Cladding -

森平正之　瀬川智臣

Masayuki MORIHIRA and Tomoomi SEGAWA

February 2008

Japan Atomic Energy Agency 日本原子力研究開発機構

次世代原子力システム研究開発部門燃料製造技術開発グループ

Fuel Fabrication Technology GroupAdvanced Nuclear System Research and Development Directorate

JAEA-Research

2007-085

高速炉MOX燃料用酸素ゲッターの開発－候補材の選定と被覆管装荷方法の検討－

Feasibility Study of Oxygen Getter for FBR MOX Fuel- Selection of Material and Examination of Loading Method into a Cladding -

森平正之　瀬川智臣


February 2008

Japan Atomic Energy Agency 日本原子力研究開発機構

次世代原子力システム研究開発部門燃料製造技術開発グループ

Fuel Fabrication Technology GroupAdvanced Nuclear System Research and Development Directorate

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違 Japan Atomic Energy Agency, 2008

高速炉 MOX燃料用酸素ゲッターの開発

―候補材の選定と被覆管装荷方法の検討―

日本原子力研究開発機構次世代原子力システム研究開発部門次世代燃料製造システムユニット

森平正之、瀬川智臣

(2007年 11月 27日受理)

高速増殖炉サイクル実用化研究開発（FaCTプロジェクト）では 250GWd/t（集合体ピーク）の高燃焼度を達成するためペレットの低 O/M比化による FCCI低減を目指しており、実用プラント概念では焼結ペレットを還元雰囲気中で加熱することで所定の O/M 比に調整する方法を

目指している。しかし、量産規模での高精度の酸素ポテンシャル制御の実現性や、自己発熱の

大きい低除染 TRU燃料ペレットでの再酸化を勘案すると、実用プラントにおける低 O/M比ペレットの量産には多くの困難が伴う可能性がある。そこで、照射中に生じる余剰酸素の吸収を

燃料ピン内に装荷した酸素ゲッターに担わせることにより、ペレットそのものの O/M比を緩和する代替案を検討することとし、酸素ゲッターとしての要件を満たす候補材のサーベイと被覆

管装荷方法の検討を実施した。候補材の検討は、融点、酸素ポテンシャル、中性子吸収断面積、形状安定性、ペレット及び

被覆材との共存性、再処理性、製作コスト等から行い、第一候補として金属 Zr、代替候補として Ti金属と V金属を選定した。燃料ピンへのゲッターの装荷方法としては、被覆管内面コーティング法が最適と考えられる

が被覆管製造法の変更は望ましくないことから、次善のオプションとして穴あきディスクをペ

レット数個毎に挿入する方法を推奨する。照射中に発生する余剰酸素量からFaCT仕様のMOX燃料ピン 1本当たりの Zrゲッター装荷量を推定すると、初期 O/M比が 1.98の場合、1mm厚のディスクであれば 25枚の挿入となり、それによりスタック長は元の 1000mmから約 25mm伸びると考えられる。想定される使用条件下での Zr と酸化物燃料ペレット及び被覆材との共存性データは乏しい

ため、微量酸素の吸収性能やステンレス被覆材の腐食性 FP に対する腐食防止性能の評価とともに今後炉外試験を行っていく必要がある。最終的には照射試験による FCCI対策上の有効性の確認が必要である。

核燃料サイクル工学研究所（駐在）：〒319-1194 茨城県那珂郡東海村村松 4-33

JAEA-Research 2007-085

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Feasibility Study of Oxygen Getter for FBR MOX Fuel - Selection of Material and Examination of Loading Method into a Cladding -


Advanced Fuel Fabrication Unit

Advanced Nuclear System Research and Development DirectorateJapan Atomic Energy Agency

Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-ken

(Received November 27, 2007)

The �FaCT project� is a R&D program toward the commercialization of FBR cycle carried out in the Japan Atomic Energy Agency (JAEA) since 2006. High burn-up of 250 GWd/HMt at bundle peak is targeted in the project. To restrain the fuel cladding chemical interaction (FCCI) in a high burn-up, adoption of low O/M ratio pellets is chosen. Considering the difficulty of accurate oxygen potential control in a commercial scale electric furnace as well as the difficulty of keeping O/M ratio of sintered pellets under the high decay heat from the low decontaminated TRU MOX, it may be difficult to realize commercial mass production of low O/M ratio pellets. If so, excess oxygen released during irradiation should be absorbed by an oxygen getter not but in the matrix of low O/M ratio MOX pellets. Then MOX pellets with higher initial O/M ratio can be acceptable.

In this research, a selection of oxygen getter candidates was carried out. It was concluded that metallic zirconium was the leading candidate. Metallic titanium and vanadium were selected as alternative options. How to load oxygen getters into a fuel pin as well as necessary amount were also examined. Although cladding inner surface lining is the most desirable option, it leads complication of cladding fabrication procedure. Therefore, inserting thin discs with a center hole is most attractive. Loading 25 discs with 1 mm thickness is necessary for the FaCT design fuel pin in case of initial O/M ratio is 1.98. Increasing of fuel stack length is expected to be 25 mm from 1000 mm in the original length.

There are limited compatibility data between zirconium and MOX pellet as well as stainless cladding. The ability of oxygen absorption and prevention of attack on stainless steel from corrosive FP also should be confirmed. The effectiveness of reducing FCCI should be confirmed in irradiation tests in the final stage.

Keywords：FBR, MOX, O/M, Getter, FCMI


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目次

1. 序論 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 2. 候補材の選定 ---------------------------------------------------------------------------------------------- 2

2.1 酸素ゲッターに求められる要件 ------------------------------------------------------------------ 2 2.2 融点 ------------------------------------------------------------------------------------------------------ 2 2.3 余剰酸素の吸収能力 --------------------------------------------------------------------------------- 3 2.4 中性子吸収断面積 ------------------------------------------------------------------------------------ 4 2.5 組織の安定性 ------------------------------------------------------------------------------------------ 4 2.6 再処理性 ------------------------------------------------------------------------------------------------ 5 2.7 経済性 --------------------------------------------------------------------------------------------------- 5 2.8 燃料ペレット及び被覆材との共存性 ------------------------------------------------------------ 5 2.9 酸素ゲッター利用に関する文献報告 ------------------------------------------------------------ 6 2.10 評価のまとめ ---------------------------------------------------------------------------------------- 6 2.11 Zrとペレット、被覆材の共存性 ---------------------------------------------------------------- 7

2.11.1 Zrと UO2の反応 ----------------------------------------------------------------------------- 7 2.11.2 Zrと SUSの相互作用 ----------------------------------------------------------------------- 8 2.11.3 その他 ------------------------------------------------------------------------------------------- 9

3. 装荷方法及び装荷量 ------------------------------------------------------------------------------------- 10 3.1 ゲッター装荷方法の検討 -------------------------------------------------------------------------- 10

3.1.1 被覆管内面コーティング ------------------------------------------------------------------ 10 3.1.2 ペレット状ゲッターのスタック端部への配置 ---------------------------------------- 10 3.1.3 ロッド状ゲッターの中空孔への挿入 ----------------------------------------------------- 11 3.1.4 穴あきディスク状ゲッターのペレット間への装荷 ----------------------------------- 11

3.2 ゲッター装荷量の検討 ----------------------------------------------------------------------------- 12 3.2.1 FaCTの O/M比目標値の設定根拠 ------------------------------------------------------ 12 3.2.2 必要装荷量 ------------------------------------------------------------------------------------- 12 3.2.3 ディスク状ゲッターの装荷量 ------------------------------------------------------------- 14

3.3 ゲッターの使用効果 -------------------------------------------------------------------------------- 15 4. 結言 --------------------------------------------------------------------------------------------------------- 16 謝辞 --------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 17 参考文献 --------------------------------------------------------------------------------------------------------- 17


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Contents

1. Introduction ------------------------------------------------------------------------------------------------ 1 2. Selection of getter materials -------------------------------------------------------------------------- 2

2.1 Requirements for oxygen getter ----------------------------------------------------------------- 2 2.2 Melting point ------------------------------------------------------------------------------------------ 2 2.3 Ability for oxygen absorption --------------------------------------------------------------------- 3 2.4 Cross section for neutron absorption ----------------------------------------------------------- 4 2.5 Stability of dimension ------------------------------------------------------------------------------- 4 2.6 Reprocessing ------------------------------------------------------------------------------------------- 5 2.7 Fabrication cost --------------------------------------------------------------------------------------- 5 2.8 Compatibility with fuel pellets and cladding ------------------------------------------------- 5 2.9 Reports concerning oxygen getter use ---------------------------------------------------------- 6 2.10 Conclusions ------------------------------------------------------------------------------------------- 6 2.11 Compatibility of Zr with oxide fuel and SUS cladding ----------------------------------- 7

2.11.1 Reaction of Zr with UO2 ------------------------------------------------------------------- 7 2.11.2 Reaction of Zr with SUS ------------------------------------------------------------------- 8 2.11.3 Others ------------------------------------------------------------------------------------------- 9

3. Loading method and necessary amount of oxygen getter------------------------------------ 10 3.1 Examination of loading method into a cladding ------------------------------------------- 10

3.1.1 Cladding inner wall coating -------------------------------------------------------------- 10 3.1.2 Loading pellet shape getters into fuel stuck ends ---------------------------------- 10 3.1.3 Inserting a getter rod into the central hole of annular pellet stack ----------- 11 3.1.4 Inserting hole space discs between pellets ------------------------------------------- 11

3.2 Examination of getter amount to be loaded ------------------------------------------------- 12 3.2.1 Target O/M ratio in the FaCT project -------------------------------------------------- 12 3.2.2 Necessary amount to be loaded ---------------------------------------------------------- 12 3.2.3 Necessary amount of hole space discs to be loaded -------------------------------- 14

3.3 Expected effect of oxygen getter use ----------------------------------------------------------- 15 4. Concluding Remarks ----------------------------------------------------------------------------------- 16 Acknowledgement -------------------------------------------------------------------------------------------- 17 References ------------------------------------------------------------------------------------------------------ 17


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表リスト

Table.1 遷移金属の融点 ----------------------------------------------------------------------------------- 18 Table.2 ゲッター候補材とその酸化物の融点 -------------------------------------------------------- 18 Table.3 候補材の酸化速度 -------------------------------------------------------------------------------- 19 Table.4 候補材の中性子吸収断面積 -------------------------------------------------------------------- 19 Table.5 候補材の酸化に伴う体積変化率 -------------------------------------------------------------- 20 Table.6 候補材酸化物の蒸気圧 -------------------------------------------------------------------------- 20 Table.7 被覆管内面コーティング方法の検討結果 -------------------------------------------------- 21

図リスト Fig.1 ゲッター候補材とMOX（Pu富化度 20％、O/M比 1.95～2.02）の酸素ポテンシャル

比較 ----------------------------------------------------------------------------------------------------- 23 Fig.2 ゲッター装荷方法のオプション ------------------------------------------------------------------ 25 Fig.3 燃焼に伴うO/M比変化とゲッター効果の模式図 --------------------------------------------- 25 Fig.4 想定条件下におけるペレット径方向温度プロファイル------------------------------------- 27 Fig.5 金属ジルコニウムゲッターの提案モデル------------------------------------------------------- 29 Fig.6 想定条件下における燃料の軸方向温度プロファイル ------------------------------------- 29


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1. 序論

高速増殖炉サイクル実用化研究開発（FaCTプロジェクト）では、250GWd/t（集合体ピーク）の高燃焼度を目指しているが、その場合被覆管-燃料の化学的相互作用（FCCI）は従来以上に厳しくなることが予想される。照射中における腐食性 FP の挙動は燃料の酸素ポテンシャルと密接な関係があり、亜化学量論組成（O/M比＜2.00）では被覆管の内面腐食はほとんど生じないことが知られている 1)。このため、FaCT プロジェクトでは、初期 O/M 比を 1.95～1.97 に下げたいわゆる低 O/M比ペレットを用いることを目標としている 2)。しかし、ペレットの低 O/M比化には長時間の熱処理が必要であり、量産規模の大型電気炉に

おいてどこまで高精度の酸素ポテンシャル制御が可能かという懸念もある。また、低 O/M比のペレットが得られたとしても、自己発熱の大きい低除染 TRU 燃料では、熱処理後の取出しから端栓溶接までの間のペレットの再酸化が避けられず、酸素感受性が O/M比が下がるほど高くなることを考えると所定の O/M比仕様に収めることは容易ではない。仮にセル内雰囲気の不活性化等により技術的に対処できたとしても製造コストに相当の影響が生じることは避けられな

いことが危惧される。このような事情を勘案すると、照射中の余剰酸素は低 O/M比化したペレットに吸収させるの

ではなく、別部品として装荷した酸素ゲッターに担わせる方が合理的である可能性がある。酸素ゲッターの利用については、最終的には照射試験を行って FCCI対策上有効であるかど

うかを評価する必要があるが、開発の第一段階として酸素ゲッターとしての要件を満たす候補

材を選定するとともに被覆管への装荷方法の検討を行った。


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2. 候補材の選定

2.1 酸素ゲッターに求められる要件ゲッター材に求められる要件として以下が挙げられる。 ① 想定する使用温度より十分に高い融点を有すること。 ② 照射中に生じる余剰酸素を速やかに吸収できること。 ③ 中性子吸収断面積が小さいこと。 ④ 酸化に伴う結晶構造変化により脆化しないこと。また、熱膨張なども含めて MOX 及び被覆材との間で有害な機械的相互作用を生じないこと。

⑤ MOXと有害な反応を生じないこと。 ⑥ SUS被覆材と接触した場合に有害な反応を生じないこと。 ⑦ MOX及び被覆材との間で有害な機械的相互作用を生じないこと。 ⑧ 再処理における問題がないこと。 ⑨ 原料費、製作費が廉価であること。 ⑩ バックデータや原子力分野での利用実績に富むことが望ましい。

以上の観点から候補材の選定を行なった。

2.2 融点

2.1 の①に述べた「想定する使用温度」は、実際には融点に基づいて決定される。ゲッターの温度は被覆管内面にコーティングする場合に最も低くなるが、それでも 800℃程度の融点が要求される。ペレット間に挿入する場合は 2000℃超の温度に耐えられなければならない。したがって、装荷位置の自由度を考えるとゲッターの融点は高いほど望ましく、このためまず高融

点を持つ金属についてサーベイを行なった。金属便覧 3)によれば、高融点金属とは V以上の融点（≧1835℃）を持つ金属であり、工業用

材料の母材となり得るのは V、 Nb、Ta、Cr、Mo、W に限られる。しかし、この「工業用材

料」とは一定の機械的強度を有するという意味であり、ゲッターにおいては高い機械的強度は

必ずしも必要不可欠ではない。このため一次サーベイの基準としては 1600℃以上の融点を持つこととした。高融点の金属は遷移元素に属することが知られており、そのうち 3d 遷移金属では最も融点

の高い Sc でも 1541℃に留まる。（Table.1） 4d 遷移金属では Tc、Ru、Rh が 2000℃前後、Moが 2623℃の融点を持つが、これらの元素は FPとして生成した場合にメタルとして析出することからわかるように MOX より高い酸素ポテンシャルをもつため、ゲッター用には適さない。Yと Pdの融点は 1600℃に達しない。4f遷移金属については、ランタノイドの融点は高いものでも Er、Tm、Lu の 1529～1652℃で、その他は 824～1461℃程度である。W は融点は

高いが焼結炉材に使用されるほど高温下において酸化しにくい元素でありゲッターとしての利

用には適さない。Reと Osは 3000℃超、Irは 2466℃の融点を持つが、これらは生産量が極めて少なく高価であり、Pt（1768℃）とともに経済性の観点から除外される。


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以上より、一次候補として Ti、Nb、V、Cr、Zr、Taが抽出される。ゲッターは酸素を吸収して酸化物になったあとも未溶融が担保されなければならないため、

次に上記候補について酸化物を含めた融点の評価を行なった。 Table.2に示すように、上記候補の中では Ta（2990℃）と Nb（2467℃）が突出して高い融

点を持つが、酸化物の融点はそれより低い 1900℃前後になっており、これが使用上の制限温度になる。このようにゲッターとして使用可能な温度上限は、V（VO の 1790℃。ただし酸化が進むと融点は更に下がる）、Cr（メタルの 1857℃）、Zr（メタルの 1852℃）と、いずれも 1900℃前後であることがわかる。Ti はメタル状態の融点が最も低く、他の候補より低い 1666℃が使用上限となる。

2.3 余剰酸素の吸収能力ゲッターとしての酸素捕集能力を持つためには、平衡論的にはゲッター酸化物の酸素ポテン

シャル（ΔGO2）がMOXの酸素ポテンシャルよりも低い必要がある。各ゲッター候補材の酸化物の酸素ポテンシャルを (U0.7Pu0.2)O2±xの O/M 比毎の酸素ポテン

シャルとともに Fig.1 に示す。これより Ti、Nb、V、Zr、Ta はゲッターの利用温度域として想定される 800～1600K（527～1327℃）においてMOX（O/M＝1.98）よりも低い酸素ポテンシャルをもち、MOX に先行して酸素を吸収し得ることがわかる。その他、グラフから推測される事項を以下に述べる。

1) Ti、Nb、V、Zrは O/M=1.97のMOXよりも酸素ポテンシャルが低いためペレットそのもの（初期 O/M比 1.98程度を想定）が還元される可能性があり、特に Zrと Tiでその傾向が顕著であることが考えられる。

2) Ti、Nb、V の酸化物が系の ΔＧO2の上昇とともに高次酸化物となるのに対し Zrは二酸化物にしかならない。このため、Zrは照射の初期段階（出力上昇時）においてMOXの酸素を一気に奪ってその機能を終え、その後に発生する余剰酸素は低 O/M 比化した

MOXが吸収することが考えられる。すなわち、Zrは余剰酸素のゲッターというよりは、被覆管内においてペレットを低 O/M 比化するようなイメージに近い挙動を取る可能性

がある。これに対し Ti, Nb, Vは、一酸化物になったところでMOXからの奪酸素を一段落し、それ以降は遊離した余剰酸素を直接吸収して高次化していくことが予想される。

もちろん Ti についても、装荷量が十分過剰であれば TiO に変じる過程で MOX を十分還元するため Zrに似たふるまいをすると考えられる。

3) Cr/Cr2O3の酸素ポテンシャルは他の候補に比べて高く、Cr の酸化速度が緩慢であったとする八登らの報告 4)を裏付けるものと考えられる。

4) 図中の Mo はゲッターとしてではなく FP として示したもので、Mo は当初はメタルとして析出するが燃料の ΔＧO2が O/M比 2.00 付近に達すると酸化物に変化し、この間 ΔＧO2を一定に保つバッファ的な役割を果たすという説を裏付けるものとなっている。こ

のため Vが V2O4まで高次化するかどうかは微妙であり、Vの装荷量を決定する場合はV2O3止まりとして考えるべきであると思われる。


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次に、候補材の酸化速度について検討する。ゲッターの代表的な使用温度と考えられる 1000～1200℃における酸化速度データを Table.3に示す。Vは同温度域のデータが未掲載であった。これより、Nb、Ta、Zrの酸化速度が大であること、Cr はこれらと比べて 1～2 桁低いこと

がわかる。Crの酸化曲線は 1000℃においても酸化開始後 2～3時間で飽和傾向を示した。以上より、余剰酸素の吸収という点からは Ti、Nb、V、Zr、Taが候補になり得るが、Crに

ついては酸化速度の遅さが問題となる可能性があると言える。酸素ポテンシャルが他より一段低い Zrと Tiについては、還元力が強過ぎることが MOXペ

レットに有害な影響を及ぼさないかどうかについて確認する必要がある。いずれの候補についても、酸化皮膜の形成によってゲッター深部まで酸化が進まないことや、

FPが酸素吸収を妨害するケースも考えられ、この点についても実験的な確認が不可欠である。 2.4 中性子吸収断面積炉内中性子経済の観点から、ゲッターには特に高速中性子に対する吸収断面積が十分小さい

ことが求められる。Table.4より Ti、Nb、V、Cr、Zr、Taは 10-3barn以下と小さいが、Taは熱外中性子で 710barnとかなり大きいことがわかる。

2.5 組織の安定性金属ゲッターの使用に際しては、酸化時の結晶構造変化によって形状を維持できなくなった

り、被覆管やペレット等との間に大きな相互作用が生じることを避けなければならない。体積

変化はメタル状態での相変態によっても生じるが、酸化に伴う変化の方が変化率が大きい。 Table.5に示すように、各候補材が最高次酸化物に変化したときの体積変化は Nb＞Cr＞V＞

Ti＞Zr の順に大きく、最大の Nb2O5で 247％、最小の ZrO2では 141～159％となる。V については酸素ポテンシャルから V2O3止まりになると考えられ、その場合は 185％に留まる。ただし、実際の条件下においては酸化皮膜の形成等によりメタルの一部しか酸化物にならな

い場合や、想定される余剰酸素発生量に対し酸素吸収量に余裕を持たせることにより、実際の

体積変化は上記の値より小さくなる場合もあることに注意する必要がある。酸化に伴う体積変

化が大きいゲッターであっても装荷量を増やすことにより見掛け上の体積増加率を抑える設計

が可能である、という言い方になるかもしれない。しかし、いずれにしても体積変化が少ないに越したことはなく、その点において二酸化物止

まりの Zrが最も好ましく、Tiがこれに次ぐ。 Hofmannら 5)は LWR用被覆材としての Zrの評価において、β-Zryから α-Zr(O)への変化に

伴って脆化が生じ機械的強度が失われると述べているが、ゲッターの場合は被覆管のように FPガス放出やペレットのスウェリングによる内圧にさらされることはないため破損は生じにくく、

また、破損したとしても閉じ込めを担保するものではないため、顕著なリロケーションさえ生

じなければ問題はないと考えられる。熱膨張についてはメタル、酸化物の何れも 1～2％（2000K）であり、酸化に伴う体積変化に

比べると僅かである。


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組織の安定性に関しては蒸気圧が高くないことも重要である。蒸気圧についてはメタルより

も酸化物の方が高く、ZrO2の蒸気圧は 10-2Pa(2000K)である。Tiは TiO、TiO2がそれぞれ 10-1、

100Pa と他の候補材の酸化物に比べて高くなっているが、絶対量が少ないこと、余剰酸素を吸収した後に蒸発する分にはゲッターとしての機能上問題はないこと、Ti酸化物が低温の被覆管内面に移行しても腐食に結び付かないことを考えると問題となるレベルではないと考えられる。

（Table.6） 2.6 再処理性ゲッターは、硝酸に不溶であれば再処理工程時において被覆材とともに不溶解残渣側に移行

するが、そうでない場合、高レベル廃液側に移行しガラス固化体の発生量を増やす方向に作用

するため、基本的には不溶である方が望ましい。ただし、この点については、硝酸に不溶だが

装荷量が多い材料と溶解するが少量の装荷でよい材料とどちらが好ましいか?という見方もあり、ゲッター装荷量の多寡も考慮すべきであると思われる。

Zr が硝酸に不溶であることはジルカロイ被覆管が不溶解残渣となることからも明らかである。Tiも蒸発缶に使用される高耐触性材料として知られている。Cr、Nbは濃硝酸に対しては不動態となるので、候補材のうち硝酸に易溶性なのは Vのみとなる。

2.7 経済性ゲッターの製作費は必要量と材料単価及び加工性から検討する必要がある。装荷量については、最も高次化した時の O/M 比が 1.5 である Cr2O3より 2.5 の Nb2O5の方

が少なくて済むはずである。しかし、酸化膜の形成によりゲッターが完全に酸化するとは限ら

ないことや、酸化に伴う体積膨張を抑える目的から酸素吸収上必要な量以上のゲッターを装荷

する場合を考えると、高次化する材料ほどよいということにはならない。実際、酸素吸収の目

的のために必要となる装荷量はそれほど多くはならないこともあって、この点については必ず

しも重要ではないと思われる材料単価に関しては、一次サーベイで Re や白金族を除外したこともあって 5 つの候補材は

何れも飛び抜けて高価というものではないが、Zrは Tiに比べて安価であると思われる。加工性については、ゲッター材に特に複雑な形状や構造が要求されることはないことから候

補間の優劣はないと思われる。酸素ポテンシャルが他より一段低い Zrと Tiについては雰囲気中の酸素によって酸化させないように注意する必要があるが、ピン加工を He 雰囲気下で行なうことを考えれば問題にはならないと思われる。 2.8 燃料ペレット及び被覆材との共存性前項までの各要件をクリアした候補材は、燃料ペレット及び被覆材との共存性が確認できれ

ばゲッターとして適性であると判断することができる。 V、Nb、Cr は被覆材成分のうち Fe との共存性を有するが、Ti は Fe との間で 1083℃に、

Zrは Feと 928℃に共晶点を持つため、ゲッターが被覆材と接触する可能性がある場合はこれらの温度以下で使用しなければならない。ただし、FaCT の炉心設計では被覆材温度は 700℃以下（肉厚中心）であるので実質的には問題にならないと考えられる。


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他方、燃料ペレットとの共存性は、最も重要な事項の一つであるにも係わらず LWR 燃料の被覆材としての実績が豊富な Zr（ジルカロイ合金）以外データに乏しい。Zrでさえ UO2との

共存性データはともかく MOX や PuO2とのデータは僅かであり、ゲッターとして使用する場

合に想定される温度や中性子照射場、高燃焼度下のデータとなると皆無に等しいのが現状であ

る。これらのデータについては今後炉外試験によって採取していくべきものであると考えられ

ることから、ここでは各候補の優劣の検討は行わない。

2.9 酸素ゲッター利用に関する文献報告 FCCI抑制のための酸素ゲッター利用については、1980年代に八登ら 4)や半田 1)が検討を行

っており、八登らは Ti、V、Nb、Crの候補材について検討したが、Crについては 725℃×100hの酸化試験において酸化がほとんど進まなかったことから以降の試験対象から外している。半

田も、HEDLにおいてペレット表面をゲッター材でコーティングした燃料の照射試験においてCr 蒸着のみが FCCI を生じたことから Cr に最も低い評価を与え、有望な順位は V＞Nb＞Ti＞Crであると述べている。ゲッターを被覆管内面に蒸着する場合、その剥離によって耐 FCCI機能が損なわれることは八登らも指摘している。八登らと半田が Zr を候補材としなかった理由は不明であるが、動燃が神戸製鋼㈱に委託し

た被覆管内面コーティング法開発に係る報告書 6)では Zrも候補の一つに挙げられている。 2.10 評価のまとめ各候補の評価結果を整理すると以下のようになる。 ① Zr 酸化に伴う体積変化が最も小さいこと、二酸化物しか存在しないため酸化が単段階のシ

ンプルなものになること、中性子吸収断面積が最小であること、温度上限が 1852℃と高いことなど利点が多い。水炉燃料の被覆材であるため UO2 やMOXとの相互作用を含む照射下における挙動データが豊富であること、Zrは収率が 30％を超える FPでもあるがペレットや被覆管にダメージを与えることがないことが明らかになっている点も好ましい。懸念としては、候補材のうちで最も低い酸素ポテンシャルを持つため、照射開始直後に

余剰酸素が発生する前にペレットそのものを還元させる可能性があることが挙げられる。

ただし、これは Tiについても該当することである。 ② Ti

Tiは酸化に伴う体積変化が Zrに次いで小さいことが利点であるが、温度上限が 1666℃と Zr より約 200℃低い点が不利になる。酸化速度は Zr、Nb、Ta に比べて小さいが、照射中の余剰酸素の発生ペースを考えるとゲッターの酸化の速さは必ずしも重要ではなく、

Zr のような強過ぎる還元力が問題であるとすれば、より効きがマイルドな Ti の方が好ましい可能もある。

ZrO2に比べて Ti 酸化物の蒸気圧は１～2 桁高いものの、絶対値が小さいため問題にはならないと思われる。


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③ Cr Cr については八登ら 4)は酸化試験の結果からゲッター利用に否定的な見解を示してお

り、半田 1)も同様である。Crの酸化が早い時期に飽和することを示すデータもあり 8)、酸

化皮膜の形成が更なる酸素の吸収を妨害することも考えられる。そうであるとすれば、非

常に薄い形状のものでない限りゲッターとして利用できない可能性がある。 ④ V、Nb、Ta

V は硝酸溶解性があることがマイナス要因にはなるが、他に卓越する点があるのであれば致命的な問題ではない。

Nbは体積変化率が最大 247％とかなり大きい点が問題である。 Taは中性子吸収断面積が大であるためゲッター材には適さない。

以上より、ゲッター材の候補としては Zrが最も期待できると結論付けられる。Tiと Vは一

長一短であるが、Zr の強過ぎる還元力が問題となる場合は Ti が手頃な代替材になると考えられる。Nbは候補には残すとしても順位的には最下位になる。Taは候補から除外される。このように、Zr を第一候補、Ti と V を代替候補として今後燃料ペレット、被覆材との共存

性について評価を行なうのが適切と思われる。 2.11 Zrとペレット、被覆材の共存性

2.8 で述べたようにゲッター候補と燃料ペレット、被覆材との共存性データは限られているが、第一候補とした Zrについては LWR燃料被覆材として使用されている関係上比較的データが多いため以下に整理して示す。

2.11.1 Zrと UO2の反応

Hofmannら 5)9)はジルカロイ（Zry）と UO2の共存性確認試験により以下を報告している。 ① Zrと UO2は短時間のうちに反応して α-Zr(O)、ZrO2、(U,Zr)の各相を生成する。(U,Zr)合金相は 1150℃以上（Zr含有率に依存）で液相化する。

② UO2は、溶融 Zryとの接触によりその融点を大きく下回る 1950℃で(U,Zr,O)の液相を生じる。

1) (U,Zr)合金相の形成及び液相化上記①については、(U,Zr)合金が比較的低い温度で液相化する点に注目されるが、以下

を勘案すると問題にはならない可能性がある。－合金相形成のプロセスとして UO2が Zrによって還元されて UO2-xと Uメタルに分解することがあげられているが、MOX の場合 PuO2→Pu2O3の還元が優先されるた

め Uメタル相が形成されない可能性がある。－Hofmannらの報告は加熱開始後数時間までを調べたものであるが、酸素の取り込みが進めばメタル相は消失すると考えられる。Miyake ら 10)は UO2 と α-Zr(O)を1200℃×60分反応させたときに(U,Zr)合金相が確認されたが、それは α-Zr(O)中の初期酸素濃度が 11.5at%未満の場合のみであったことを報告しており、(U,Zr)合金相は


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酸素吸収の過程で過渡的に生じるものである可能性が高い。－(Ur,Zr)合金相は U＝83.1％、Zr=16.4%の組成を持つと報告されているが、この合金相は被覆管位置に形成されるため液相が生じたとしても『燃料の溶融』には該当し

ないものと解釈し得る。－α-Zr(O)+(U,Zr)相は元のペレット位置に形成されるが、その組成は Zr=88.8％、

U=5.9％であるため融点は Zrに近くゲッターとしての使用条件下では液相化しない可能性がある。－(U,Zr)合金相は α-Zr(O)相に挟まれたごく狭い領域で存在しており、時間経過による成長が顕著でないことから、液相化しても局所に留まって拡大しない可能性がある。

2) 溶融 Zrとの接触による UO2の液相化上記②については、Zrの溶融回避が設計条件となるため、溶融 Zrとの接触により UO2

が溶融するケースは考えなくてよいと思われる。 3) ボンディング層における ZrO2-UO2反応層の形成高燃焼度、高線出力領域では Zry被覆管と UO2のボンディング部で両者の拡散反応層が

生じ、ボンディング形成には PCMI応力と Cs等の FPが関係しているとする報告 11)があ

る。しかし、配置にもよるがゲッターには PCMIのように強い応力は働かないこと、ペレット-ゲッター間の温度勾配はペレット-被覆管内面に比べてはるかに小さいものとなること、さらに、FBR-MOX 燃料は LWR 燃料に比べて燃料内の酸素ポテンシャルが低く Csのマイグレーションや反応性がマイルドなものとなることから、ボンディング層の形成を

発端として ZrO2-UO2反応層が生じる可能性は低いように思える。ただし、Hofmannらは、接触圧が高い方が予備加熱中に Zry に移行する酸素量が増えて融点の高い α-Zr(O)化が進むことにより溶融しにくくなり、溶融時の融け落ち量も減ることを述べており、総合的に

考えたときに接触圧については高低いずれが好ましいかの判断は難しい。

2.11.2 Zrと SUSの相互作用 1) Zrと Feの共晶反応

Zr と Fe は 928℃に共晶点をもつが、被覆管温度が 700℃以下に制限されるため液相形成は回避できると考えられる。

2) Zrの熱膨張に起因する機械的相互作用 Zrの熱膨張係数は Zr＜ZrO2＜SUSの関係にあるのでゲッターと被覆管との間で熱膨張

による機械的相互作用が生じることはない。Zrが酸化して ZrO2に変じても同様である。 3) Zrの体積膨張に起因する機械的相互作用

Zr→ZrO2の結晶構造変化による体積膨張の他、FP の吸収やスウェリングによる体積増加が考えられるが、これらはゲッター-被覆管のギャップで吸収可能である。ゲッターは非発熱体であるので、被覆管とのギャップ幅を大きく取っても熱設計上問題はないと考えら

れる。 4) Zrによる SUSの劣化作用

Borgstedt12)はSUS中のNiとMnが金属Zr箔に吸収され、700℃×3000hで深さ 0.05mm


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まで両元素が欠乏した多孔質のフェイライト組織になったと報告している。これについて

は想定使用条件下での挙動を確認する必要があるが、ゲッターと被覆管が点接触に留まる

場合は緩慢な反応であれば問題にはならないと考えられる。 5) Zrと Niの相互作用

700℃で SUS 材に接触させた Zr 箔の表面付近で 12％の Ni が確認されたとの報告があり、13%Ni-87%Zrは 1170℃に共晶点をもつため濃度的には共晶条件を満たす可能性がある。被覆管内面温度は共晶温度より十分に低いが、ゲッターが部分的にでもペレットと接

する場合にその温度が 1170℃に達することがないか、ODS材と Zrの反応性、被覆管との接触条件を総合的に評価し、共晶が起こりえるかどうかを検討する必要がある。

2.11.3 その他ゲッターは非発熱体であるが、薄肉で熱伝導度が高いためペレットとの温度差は小さく、マ

イグレーションした FPが集中的に析出することはないと考えられる。 Borgstedt14)は金属 Zrの 700℃×150hの酸化試験の結果、Zr箔中の酸素濃度が箔表面から

離れるに従って単調に減少し、表面濃度の 5％に対し深さ 6μm では 2％程度であったことを報告しており、表面に生じた酸化皮膜が更なる酸素吸収を阻害することも考えられる。もちろ

ん、酸化速度の低下が生じても週、月単位で見れば酸化が進むことも考えられるが、ゲッター

の有効厚を考えなければならないケースも想定される。


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3. 装荷方法及び装荷量

3.1 ゲッター装荷方法の検討ゲッターの装荷方法としては、Fig.2に示すように、①被覆管内面コーティング、②ペレッ

ト状ゲッターのスタック端部配置、③ロッド状ゲッターのペレット中空孔装荷、④ディスク状

ゲッターのペレット間挿入、が考えられる。この他にペレット中にゲッター粒子を分散させる方法も考えられるが、この場合、ピン加工

前にゲッター自身が酸化するという、熱処理後のペレットの O/M比ドリフトと同じ現象が起きる可能性が高く、ペレット製造工程を複雑化させることにもなるため以下の検討対象からは

除外した。各オプションの長短を整理すると以下のようになる。

3.1.1 被覆管内面コーティングゲッターを被覆管内面にコーティングする場合、以下の利点があると考えられる。・亜化学量論組成のMOXペレット中で酸素の再分布が生じた場合に最も高 O/M比となるペレット外表面側にゲッターを配置することになる。

・燃料の径方向では最も温度が低い位置であるためゲッターの使用温度を低くできる。・ペレット中から低温の被覆管側にマイグレーションする Cs、I、Te、Se等の腐食性 FPから被覆管内面を保護するバリアとなる。

・酸化等による体積膨張によってゲッターの原型を維持できなくなった場合でも、コー

ティング層がペレットのスウェリングにより被覆管との間にサンドイッチされて位置

的に安定化される可能性がある。・ FBR燃料では一般に問題視されないが、FCMIの緩和に寄与する可能性がある。酸素ゲッターの内面コーティングについては、八登ら 4)が Ti ゲッターについての実験的な

評価を行い、Cs/Teによる腐食環境中でコーティング皮膜自体が激しい粒界腐食を受けて剥離したと報告している。これは比較的早い時期すなわち低燃焼度の段階でコーティングの剥離が

生じ、上記のサンドイッチ効果が得られなかったことを示している。また、Tiライニング被覆管の製造については大洗 AGSが神戸製鋼㈱と住金工㈱に委託して

検討 6)7)し、技術的に実現可能性があるのは無電解 Ni-Ti 複合めっき法のみであるが、経済性を除外した場合は真空蒸着法も可能性がある、と結論付けている。（Table.7）

Zr の被覆管内面コーティングについては、ゲッター目的ではないもののジルカロイ被覆管のライニング技術として工業的に確立されているが、それを ODS被覆管に適用できる保証はなく、被覆管そのものの製造以外に溶接や検査面からの検討も必要になる。現状において ODS被覆管の量産技術自体が開発課題であり、そこに新たな技術的要求を追加することは望ましく

ない。したがって、まずは被覆管そのものには手を付けない方法を模索すべきであると考える。

3.1.2 ペレット状ゲッターのスタック端部への配置 MOX ペレットと軸方向ブランケットペレットの間にペレット状のゲッターを配置する方


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法であり、新たな被覆管開発を要しない点が利点となる。また、発熱量の小さい位置に配置することにより、ゲッターの温度を低く保つことができる。短所として、内面コーティングに比べて比表面積が小さくなるため、装荷量あたりの酸素吸

収能力が低いことが予想され、余剰酸素の発生場所からゲッターまでのパスが長いため、燃料

中の酸素ポテンシャルを十分に抑制できるかどうかも危惧される。半田 1)は、燃料半径方向の

酸素速度が 10-3g at.O/inch2/hであるのに対し軸方向の移動速度は～6×10-6g at.O/inch2/hと遅いためブランケット内への装荷ではゲッターとしての機能を発揮できないと述べているが、

中空燃料の場合中空孔経由の酸素移動も考慮すべきであると思われる。軸方向ブランケットに

ついては、少なくともゲッターペレットよりMOX燃料側（軸方向中心側）は中空形状にして酸素の移動を妨げないようにする必要があるかもしれない。

3.1.3 ロッド状ゲッターの中空孔への挿入中空ペレットの中心孔（～2.6mmφ）に棒状のゲッターを挿入するものである。ゲッターは

発熱を担うものではないのでゲッターと中空孔のクリアランスを厳密に定める必要はない。この場合、ペレット状ゲッターのように余剰酸素を軸方向に移動させる必要はなく、発生場

所と吸収場所のパスは短く、比表面積も大きいため少量のゲッターで効率よい捕集ができる。問題は、ペレット中心部の温度がゲッターの融点を超える可能性が大きいことで、Zrと UO2

が 1127℃付近で共晶反応を生じることから、溶融した Zrと接触したMOXが液相を形成する可能性がある。ゲッター自体は燃料ではないので溶融しても許認可上問題はないと言えなくも

ないが、共晶による液相形成は回避されなければならない。このため、ゲッターを挿入できる

のは、スタック上下端のペレット中心温度が低い部分に限定されるが、必要なロッドの長さは

スタック長の 1/3以下であるため軸方向の温度分布によっては実現の可能性はある。スタック上端の 1/6と下端の 1/6に分ければより確実であるが、位置的不安定さを考えるとスタック上部への配置は現実的ではないと思われる。

3.1.4 穴あきディスク状ゲッターのペレット間への装荷ペレットとペレットの間にディスク状のゲッターを挟みこむ方法であるが、ディスクを穴あ

き形状とすることによりペレット中央の高温部との接触を避け、ゲッターの溶融を回避する。 FPのマイグレーションや酸素の酸素再分布挙動を考えると、ゲッターとペレットは外周部

で接触する方が効率的であり、それに合致した構造であると言える。ゲッター自体は発熱しないため、被覆管との間で機械的、化学的相互作用が懸念される場合

にギャップ幅を大きく取っても伝熱上の問題は生じない。一方、非発熱体のゲッターがスタック内に局所的な低温部を形成し当該箇所に FPを蓄積さ

せることも考えられるが、ゲッターとして熱伝導の高い金属を用い、肉厚も数百 μm程度になるためペレットとの間に大きな温度差が生じることはない。

Zrと Feは 928℃に共晶点を持つが、被覆管温度は過渡時を含めこの温度より十分に低いため、被覆管とゲッターの接点で合金化が生じても液相形成に至ることはない。その他、UO2

や SUSとの相互作用について致命的な問題はないと考えられる。


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上記を整理すると、配置的には被覆管内面コーティングが最も好ましいものの、被覆管製作

上の問題から除外されることになる。ペレット状ゲッターは、溶融の可能性を皆無にできピン

加工も容易であるが、酸素吸収材としての効きが十分でない可能性がある。ロッド状と穴あき

ディスク状は実現性、効果、加工性ともに同程度と思われるが、ロッド状は燃料の径方向中心

の高温部に挿入するため溶融の可能性があり、共晶反応により UO2の液相を形成する可能性

がある。これに対しディスク状ゲッターは、穴あき形状とすることにより溶融リスクを回避で

きるなど、総合的に優れたオプションであると考えられる。 3.2 ゲッター装荷量の検討 3.2.1 FaCTの O/M比目標値の設定根拠

FaCTプロジェクトでは、低除染 TRU燃料ペレットの O/M比として 1.95を目標としつつ当面 1.97を目指すことにしている。『もんじゅ』燃料仕様の 1.97 (-0.03, +0.02)より低く設定した理由は、SUS被覆材の FCCIと O/M比の間に密接な関連があり、FCCIの一因である照射中の燃料ピン内の余剰酸素発生量が燃焼度と比例関係にあるため、FaCT で目指す250GWd/tの燃焼度を達成するには従来よりも O/M比を下げる必要があることによる。FCCIは O/M 比 2.00 以上で顕著になる一方、1.96 以下ではほとんど生じず、燃料ペレットの余剰酸素の吸収代が腐食の抑制に効くことが知られている。ただし、目標燃焼度 250GWd/t に対して初期 O/M 比をどこまで下げれば FCCI 破損を回避できるかを示す実験データはなく、220GWd/t を目標として 2008 年に照射開始予定の ODS 被覆管の照射試験の結果を待たなければならない。このため FaCTプロジェクトでは前記の目標を設定した。

3.2.2 必要装荷量

FCCI を抑制する上では、概ね全照射期間に渡って燃料ペレットの O/M 比を亜化学量論組成に保持することが望ましいと考えられる。したがって、ゲッターが照射中に発生する余剰酸

素を 100％吸収できるのであれば、ペレットの初期 O/M比は 1.99でもよいことになる。この場合、ゲッターは、1.99 と 1.95 の差である 0.04 相当以上の余剰酸素を吸収できる容量を持てばよい計算になるが、実際はそうではない。半田 1)は Findley 13)の計算による評価を引用し、MOXとMoの ΔGO2が〝MOX(O/M=2.00)

＜Mo/MoO2＜MOX(O/M=2.01)″の関係になるため、Moその他の FPが当初はメタルとして析出し、燃焼の進行によってペレットの O/M比が 2.01付近に達した時点で酸化され、この酸化反応が終了するまでペレットの O/M比は 2.01付近で停止することや、Moの収率が大きい(全FPの約 10％)ため燃焼度 10at%でも酸化が飽和しないことを述べている。一方、Thuemmlerら 14)は、初期 O/M比 1.97の 30%Pu-MOXの燃焼度と O/M比の推移を

示し、U-238 主体の場合 4at%程度で O/M比が 1.99に達したのち 8at%以上 15at%に至るまでは 2.00で一定になることを報告している。これは Findleyの O/M比が 2.01で一定になるという主張と異なるが、Fig.1を見てもMoのバッファ効果が顕在化するのは O/M～2.00であると考える方が妥当であると思われる。

Kleykamp15)もまた、余剰酸素は低酸素ポテンシャル下では金属 FPの酸化に消費され、高


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燃焼度域では Csが、高酸素ポテンシャル下ではMoが酸素吸収のバッファとして振舞うことを述べている。これらの指摘は、系の酸素ポテンシァルがMoの酸化レベルに達すると、 ① その後の核分裂で生じる余剰酸素は、それまでに蓄積されたMoメタルの酸化に消費されること

② 新たに核分裂生成するMoは酸化物になることにより、以降においては余剰酸素の発生量は減少することを示唆している。このようにMOXの O/M比は無制限に上昇する訳ではなく、燃焼度によらず 2.00乃至 2.01

で一旦停止する。しかし、FCCI は O/M≧2.00 以上で生じるためこのバッファ効果によって抑制されることにはならず、したがって 2.00 に到達する時期を遅らせることが重要であることがわかる。すなわち、ゲッターを利用して高燃焼度域までペレットの O/M比を 2.00未満に維持しよう

とする場合、「O/M=1.95→2.00」に相当する酸素だけでなく 2.00 到達後に Mo が消費する分の酸素も吸収するだけの容量を持たせなければならない。このあたりの関係を Fig.3に模式的に示す。

Fig.3の①は、初期 O/M比 1.97で 100GWd/t超を取出し燃焼度とする場合の燃焼度と O/M比の関係を模式的に示したもので、O/M 比は早期に腐食領域に達し、その後 Mo のバッファ効果により 2.00付近に留まったまま取出し燃焼度に達する。次に初期 O/M比が 1.97のまま高燃焼度化した場合（②）、蓄積した Moが全て酸化物に変

じた時点で O/M比が再上昇するが、以降に生成する Moは酸化物となって酸素を消費するため、その分 O/M比の上昇速度は緩やかになる。一方、FaCTの従来計画のように初期 O/M比を 1.95に下げた場合（③）、図中(a)に相当す

る余剰酸素吸収容量が確保されるため腐食領域への到達が遅れる。これによってMo金属の蓄積量も増すためバッファ効果の持続期間(b)も延びるが、最終的には O/M比が再上昇し燃焼末期の O/M比は高いものとなる。初期 O/M比を 1.99としてゲッターを使用する場合（④）は、ゲッターの酸素吸収容量が飽

和するまで O/M比は亜化学量論組成に維持されるため腐食が回避される。この考え方を更に進めて④�のように照射末期まで非腐食条件に留めることも可能であるが、被覆管肉厚の一部に留まる腐食は燃料健全性上問題ないことから、ある程度の燃焼度以上での腐食を容認するこ

とによりゲッターの装荷量を必要最小限に留める方が賢明である。いずれにせよ、ゲッターは

少なくとも③の(a)＋(b)相当の酸素吸収容量をもつ必要がある。 Daviesら 16)は、30%Pu-MOXを熱中性子場で 25at%まで照射する試験を行い、Moがメタ

ル状態を維持する酸素ポテンシャル下では 17at%で O/M=2.10に達したが、Moが酸化されバッファとして機能する条件下では 20at%でも 2.04に留まったことを報告している。このグラフより、Moのバッファ効果に頼ることなく 15at%まで O/M比を 2.00未満に留めようとする場合 2.00→2.09 相当の酸素、すなわち重金属 1mol あたり 0.09mol の酸素をゲッターに吸収させる必要があることがわかる。これはペレットの初期 O/M 比を 1.98 にする場合 0.07molになる。これより、FaCT の MOX 燃料仕様（Na 冷却大型炉の内側炉心）ではピン１本当た


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り 0.074mol＝6.73g＝1.03cm3の Zrゲッターが必要になることがわかる。ただし、Davies らのデータは Pu 富化度 30%についてのものであり、FaCT 仕様の燃料は

これより約 10％富化度が低い分余剰酸素の発生量は減少する。一方、ゲッターの酸素吸収効率（Zr→ZrO2の転換率）も 100％とは限らないことから、上記した必要量は一つの目安と考えるべきである。なお、ゲッターは余剰酸素を直接吸収しなければならない訳ではなく、ゲッターがMOXの

酸素を奪うことによりペレットそのものの O/M比を下げ、そのペレットが余剰酸素を吸収するという、いわば『間接的なペレットの低 O/M比化』でも構わないと考えられる。

3.2.3 ディスク状ゲッターの装荷量

1) 定格線出力 430W/cmにおいてゲッターの未溶融を担保する場合ここでは 3.1.4で選定した穴あきディスク状ゲッターの必要装荷量を検討する。 FaCT仕様の Na冷却大型炉の炉心燃料のペレット径方向温度分布を Fig.4に示す。グラフ

より、スタック長 100cmのうち中央の 30cmを除く軸方向位置では、ペレット中心から 2.5mmより外周部の温度は金属 Zrの融点（1852℃）を下回ることがわかる。これより、定格線出力時において Zr の未溶融を担保するためには、ディスクの穴径を

5.0mmφ としてスタック中央部 30cm を除く軸方向位置にゲッターを配置すればよいことが

わかる。ZrO2の融点は 2677℃であるので、酸化後のゲッターが溶融する懸念はない。いま、ディスクの外径をペレットと同じ 8.74mmφとし、穴径を 5.0mmφ、厚さを 1mmと

すれば（Fig.5 参照）、3.2.2 で概算した燃料ピン 1 本当り 1.0cm3のゲッター体積を得るため

には 25枚のディスクが必要であり、それによるスタック長の増加は約 25mmとなる。ここでディスク厚を 1mm としたのは、比表面積が大である方が酸素吸収効率がよいこと、

ペレットとゲッターの温度差を小さくできること、初期形状を維持できない場合にもペレット

間にサンドイッチされることでリロケーションしにくくなること、逆に薄過ぎると装荷枚数が

増えることと相まってピン加工時の取り扱いが厄介になる、などの理由による。前記のとおり FaCT の Na 冷却大型炉の炉心燃料スタック長は 100cm で、ペレット約 95

個から構成されるので、軸方向中央部の 30cmにゲッターを配置しないとすると残りの 70cmに 25枚のディスクを挿入することになり、おおよそペレット 3個毎に 1枚のディスクを配置することになる。

2) 定格線出力 430W/cmの 22%過出力時にゲッターの未溶融を担保する場合上記 1)と同じ手順で評価すると、スタック長 100cmのうち中央の 50cmを除く位置では半

径 3.0mm より外周部で金属 Zr の融点を下回ることから、穴径 6.0mmφ、厚さ 1mm としてスタック中央部 50cm を除く軸方向位置にゲッターを配置すれば未溶融を担保することがで

き、その場合 32枚のディスクが必要になり、スタック長の増加は約 32mmになる。この場合は、軸方向中央部を除く 50cmに 32枚のディスクを挿入することになり、ペレッ

ト 1~2個おきの配置になる。上記評価はゲッターの径方向温度分布がペレットと同一であるとして検討したものである

が、ペレット表面の温度は Zrの融点を大きく下回るため（Fig.6参照）、熱伝導度の高い金属


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ゲッターは外周部から強力に冷却されて過出力時であっても溶融を免れる可能性がある。また、

ゲッターの溶融が被覆管との接触のない中心部に限定される限りは被覆管の健全性には影響

しないと考えられる。このため、本検討では 430W/cmでの未溶融担保を要求条件と考えることにした。

3) 必要装荷量の増大に対する対応上記の検討により Zrゲッターの装荷によって 1000mmのスタックは約 25mm伸びること

が予想されるが、ゲッターの酸素吸収効率が低ければより多くのゲッターの装荷が必要となり、

スタックは更に伸びることになる。しかし、許容されるスタック長の増加にはおのずから限度

があるため、そのような場合、別の場所に追加のゲッターを配置することを考えなくてはなら

ず、3.1.3で提案したようなスタック両端付近の低温部においてペレットの中空孔に装荷する方法が考えられる。しかし、Fig.6からわかるように、ペレットの中空孔への装荷が可能なのは 430W/cm のときでもスタック両端の各 1cm 程度に過ぎず、過出力まで考えれば各 0.5cm程度に留まり、まとまった量の装荷は期待できない。したがって、更なるゲッターを装荷する

場合は、3.1.2に述べたようにスタックと軸方向ブランケットの間に配置することを考えなくてはならない。

3.3 ゲッターの使用効果量産工程において一定程度の再酸化が容認されれば、セル内の不活性化雰囲気を極端な高純

度にすることや大風量による強力な冷却を行う必要がなくなるため、製造コストの上昇を抑制

することができる。MOXの酸素感受性がO/M比に反比例することを考えてもペレットのO/M比は高いに越したことはなく、O/M=1.99と言わず超化学量論組成であれば一層望ましい。もし、照射開始直後の温度上昇及び酸素再分布過程で O/M=1.99 超の酸素がゲッターに移行するのであれば、被覆管に装荷するペレットは超化学量論組成でもよい可能性がある。実際、ロ

シア型バイパック燃料の製造では被覆管充填時の He 純度を管理していないという情報があり、多少の空気が混入してもゲッターが吸収するから問題ない、ということが理由であると言

われている。もちろん、FCCI開始以前にペレットが亜化学量論組成まで還元されることが必須となる訳

であるが、この点については FCCIが 10～20GWd/t以上の燃焼度で生じるのに対し照射初期の酸素再分布は 48h 程度で完了することから問題はないと思われる。ただし、ピン軸方向のO/M 比分布の形成や、ゲッターの装荷量が増えることによる燃料ピン長さの増大や軸方向の

出力分布変化の観点からの検討が必要である。亜化学量論組成のペレットを使用する場合は、O/M比仕様を 1.99に設定することが製造上

最も有利になると思われるが、品質管理上ある程度の仕様幅を持たせようとするのであれば

「1.98＋0.01/－x」のように 1.98を管理値として 0.01の裕度を持たせるのがよいと思われる。公差下限の x については、O/M 比が予想に反して低くなることは考えられないため、最小値を 1.95程度に設定しておけば問題はないと考えられる。


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4. 結言

FaCT プロジェクトでは 250GWd/t（集合体ピーク）の高燃焼度を達成するためペレットの低 O/M比化による FCCI低減を目指しているが、量産規模での高精度の酸素ポテンシャル制御の実現性や、自己発熱の大きい低除染 TRU 燃料ペレットでの再酸化を勘案すると、実用プラントにおける低 O/M比ペレットの量産には多くの困難が伴う可能性がある。そこで、照射中に生じる余剰酸素の吸収を燃料ピン内に装荷した酸素ゲッターに担わせることにより、ペレット

そのものの O/M比を緩和する代替案を検討することとし、酸素ゲッターとしての要件を満たす候補材のサーベイと被覆管装荷方法の検討を実施した。候補材の検討は、融点、酸素ポテンシャル、中性子吸収断面積、形状安定性、ペレット及び

被覆材との共存性、再処理性、製作コスト等から行い、第一候補として金属 Zr、代替候補として Ti金属と V金属を選定した。燃料ピン内へのゲッターの装荷方法としては、被覆管内面コーティング法が最適と考えられ

るが被覆管製造法の変更は望ましくないことから、次善のオプションとして穴あきディスクを

ペレット数個毎に挿入する方法を推奨する。照射中に発生する余剰酸素量から FaCT 仕様のMOX燃料ピン1本当たりのZrゲッター装荷量を推定すると、初期O/M比が1.98の場合に1cm3

弱、1mm 厚のディスクであれば 25 枚の挿入となり、それによりスタック長は元の 1000mmから約 25mm伸びると考えられる。想定される使用条件下での Zr と酸化物燃料ペレット及び被覆材との共存性データは乏しい

ため、微量酸素の吸収性能や Cs、Te 等からのステンレス被覆材の腐食防止性能の評価とともに今後炉外試験により確認していく必要がある。最終的には照射試験による FCCI対策上の有効性の確認が必要である。


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謝辞

本検討における燃料の軸方向及び径方向温度分布評価に際しては核燃料サイクル工学

研究所プルトニウム燃料技術開発センター燃料技術部の小澤隆之技術副主幹のご協力を

いただいた。この場を借りてお礼申し上げる。

参考文献

1) JAERI-M 8688: �高速炉用ウラン・プルトニウム混合酸化物燃料とステンレス鋼被覆材の化学的相互作用(FCCI)�,(1988)

2) JAEA-Research 2006-043:�高速増殖炉サイクルの実用化戦略調査研究フェーズⅡ技術検討書�,(2006）

3) 金属便覧第六版（丸善） 4) PNC TN841-81-30, �FCCI炉外評価試験�,(1981） 5) P.Hofmann, D.Kerwin-peck: Nucl.Mater.124(1984)PP.80-105 6) PNC TJ9058 88-008: �被覆管内面コーティング法の開発(A)� 7) PNC TJ9009 88-008: �被覆管内面コーティング法の開発(B)� 8) ｴﾙ.ｴﾌ.ｳﾞｫｲﾄｳﾞｯｨﾁら: �金属と合金の高温酸化�（日ソ通信社） 9) S.Hagen, P.Hofmann: Nucl.Mater.103(1987)PP.85-106 10) M.Miyake, M.Katsura: Nucl.Mater.154(1988)PP.123-127 11) 軽水炉燃料のふるまい, P.196, P.249 12) H.U.Borgstedt: Nucl.Mater.103&104(1981)PP.693-698 13) J.R.Findley: �The composition and chemical state of irradiated oxide reactor fuel

material�, in Reference 2, P.31 (1972) 14) F.Thuemmler: Nucl.Mater.81(1979)P.215 15) H.Kleykamp: Nucl.Mater.131(1985)P.221 16) J.Davies: Nucl.Mater.41(1971)P.143 17) ｴﾙ.ﾍﾞ.ｶﾃﾘﾆｺﾌら: �超高融点材料便覧�（日ソ通信社） 18) I.Barin: Thermo Chemical Data of Pure Substances(1989) 19) PNC TN841 84-14 Vol.1: �元素の生成と崩壊および中性子断面積データハンドブック�

20) W.Breitung: KFK-2363 (1976)P.12,18,20 21) M.H.Rand et al.: Thermodynamics of Nuclear Materials, 1967, IAEA, Vienna

(1968)P.637


- 17 -

Table.1 遷移金属の融点

*融点≧1600℃の元素を網掛けで示す。

Table.2 ゲッター候補材とその酸化物の融点 17) 18)

分類元素名融点（℃）分類元素名融点（℃）

３ｄ遷移元素 Sc 1541 （ランタノイド） Pr 931

Ti 1666 〃 Nd 1024

V 1902 〃 Pm 1042

Cr 1907 〃 Sm 1072

Mn 1246 〃 Eu 826

Fe 1535 〃 Gd 1312

Co 1495 〃 Tb 1356

Ni 1455 〃 Dy 1407

Cu 1084 〃 Ho 1461

Zn 419 〃 Er 1529

４ｄ遷移元素 Y 1526 〃 Tm 1545

Zr 1852 〃 Yb 824

Nb 2467 〃 Lu 1652

Mo 2623 Hf 2233

Tc 2157 Ta 2990

Ru 2234 W 3422

Rh 1964 Re 3100

Pd 1554 （白金族） Os 3045

Ag 962 〃 Ir 2466

４ｆ遷移元素 Ln 920 〃 Pt 1768

（ランタノイド） Ce 798 Au 1064

物質名融点（℃）元素名融点（℃）

Ti 1666 V 1902

TiO 1750 VO 1790

Ti2O3 1842 V2O3 2067

Ti3O5 1777 V2O4 1545

TiO2 1857 V2O5 670

Nb 2467 Cr 1857

NbO 1937 Cr2O3 2330

NbO2 1902 Zr 1852

Nb2O5 1512 ZrO2 2677

Ｔａ 2990

Ｔａ2O5 1880


- 18 -

Table.3 候補材の酸化速度 8)

Table.4 候補材の中性子吸収断面積 19)

温度（℃）元素名経過時間（h）酸化速度（mg/cm3)

Nb 7 450

Ta 8 175

Zr 8 75

Ti 8 37

Cr 5 1.1

Ta 1 300

Zr 1 200

Nb 5.5 450

Ti 8 80

1000

1200

高速中性子熱外中性子熱中性子

Ti 46 8.0 0.0135 0.4000 0.6000

47 7.3 0.0275 1.8000 1.7000

48 73.8 0.0002 3.7000 7.8000

49 5.5 0.0031 1.5000 2.2000

50 5.4 0.0001 0.1180 0.1790

Nb 93 100 0.0018 8.5000 1.1500

V 50 0.25 ― ― ―

51 99.75 0.0001 2.7000 4.8800

Cr 50 4.35 0.0260 7.6000 15.9000

52 83.79 0.0009 0.6000 0.7600

53 9.50 0.0031 8.8500 18.2000

54 2.37 0.0001 0.1800 0.3600

Zr 90 51.45 0.0009 0.2000 0.1000

91 11.22 0.0018 6.5000 1.0300

92 17.15 0.0002 0.5400 0.2600

94 ― 0.0000 0.3000 0.0560

96 2.80 0.4290 5.0000 0.0170

Ta 181 99.99 ― 710.0000 21.0103

元素名安定同位体存在比（%)中性子吸収断面積（barn）


- 19 -

Table.5 候補材の酸化に伴う体積変化率

Table.6 候補材酸化物の蒸気圧

物質名蒸気圧（Pa)

TiO 　0.288 〔2000K〕

Ti2O3 　0.001 〔2000K〕

TiO2 　1.085 〔2000K〕

NbO2 　0.425 〔2031K〕

VO 　0.188 〔2000K〕

Cr2O3 　0.057 〔2000K〕

ZrO2 　0.020 〔2014K〕

体積変化率 (％)

metal oxide [Voxide/Vmetal]

TiO 4.93/5.53 122/108

Ti2O3 ―

Ti3O5 4.20 167

TiO2 4.17 180

NbO 7.26 138

NbO2 5.98 192

Nb2O5 4.95 247

VO 5.20/5.76 154/139

V2O3 4.87 185

V2O4 4.34 229

V2O5 3.36 325

Cr2O3 7.19 5.21 202

ZrO2 6.51 5.56/6.27 159/141

6.11

酸化物名密度（g/cm

3)

4.50

8.56


- 20 -

Table.7 被覆管内面コーティング方法の検討結果

方法評価結果

真空蒸着法経済性に難

冷間引抜き法 Ti と SUSの複合管製作の実績はあるが細径薄肉化は困難

無電解 Ni-Ti複合めっき法膜圧 20μmの Ni-Ti複合めっき層の形成に成功。Niめっき地中の Ti粒子

面積率は約 30％

電解 Cr-Ti複合めっき法 Ti粒子の面積率、クラック発生、水素吸蔵により実用化は不可

化学的気相蒸着法コーティング温度が 1000℃以上であるためSUS-316材には適用できず、後

工程での熱処理は表面層の脱落を生じるため不可

MOCVD法

処理温度を低温化した蒸着法であり 550℃での Ti コーティングに成功した

が膜圧の増加方法が未解決

ライニング法

SUS材に V,Cr をコーティングしたのち Ti,Zrでライニングする方法は実現困

難。Nbについては、SUS材への直接ライニングも Ti と SUSのインサート材

とすることも可能であるが、Fe-Nb界面のNbCカーバイド層のクラックを防ぐ

ため、Fe/Ni/Nbなどの炭素移行防止の実現が不可欠


- 21 -

* ゲッター候補の ΔGO2は文献 18)のデータから、MOX の ΔGO2は Breitung の

半経験式 20）を用いた計算結果から作図した。

Fig.1 ゲッター候補材とMOX (Pu富化度 20％、O/M比 1.95～2.02)の酸素ポテンシャル比較

1.95

1.97

1.99

2.00

2.012.02

-900

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

ΔＧ

O2（ｋＪ

/m

oｌ-

O2)

700 900 1100 1300 1500 1700

温度（K）

V2O3/V2O4

Mo/MoO2 NbO/NbO2

NbO2/Nb2O5

Cr/Cr2O3

Zr/ZrO2

Ti/TiO

TiO/Ti2O3

Ti2O3/Ti3O5

Ti3O5/TiO2

Nb/NbO

V/VO

VO/V2O3

(U0.8Pu0.2)O2±x

Ta/Ta2O5

1.95

1.97

1.99

2.00

2.012.02

-900

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

ΔＧ

O2（ｋＪ

/m

oｌ-

O2)

-900

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

ΔＧ

O2（ｋＪ

/m

oｌ-

O2)

700 900 1100 1300 1500 1700

温度（K）

700 900 1100 1300 1500 1700

温度（K）

V2O3/V2O4

Mo/MoO2 NbO/NbO2

NbO2/Nb2O5

Cr/Cr2O3

Zr/ZrO2

Ti/TiO

TiO/Ti2O3

Ti2O3/Ti3O5

Ti3O5/TiO2

Nb/NbO

V/VO

VO/V2O3

(U0.8Pu0.2)O2±x

Ta/Ta2O5


- 23 -

上部軸ブラ

（中実

UO

2）

下部軸ブラ

（中実

UO

2）

MO

X中空ペレット

① 被覆管内面コーティング

② ペレット状ゲッター

③ ロッド状ゲッター

④ ディスク状ゲッター

上部軸ブラ

（中実

UO

2）

下部軸ブラ

（中実

UO

2）

MO

X中空ペレット

① 被覆管内面コーティング

② ペレット状ゲッター

③ ロッド状ゲッター

④ ディスク状ゲッター

Fig.2 ゲッター装荷方法のオプション

① 現行レベルのO/Mと燃焼度

② 初期O/M=1.97のまま高燃焼度化

③ 初期O/Mを1.95に低減

④ ゲッターを用いて一定燃焼度まで非腐食条件を保持

④’ゲッターを用いて全照射期間非腐食条件を保持

Fig.3 燃焼に伴うO/M変化とゲッター効果の模式図

0 100 150 200 250

燃焼度（GWd/t）

①

O/M比

被覆管腐食領域

非腐食領域(a) (b)

④�

③

②

④

2.03

2.01

1.99

1.97

1.95

2.00

0 100 150 200 250

燃焼度（GWd/t）

①

O/M比

被覆管腐食領域

非腐食領域(a) (b)

④�

③

②

④

2.03

2.01

1.99

1.97

1.95

2.00


- 25 -

Fig.4 想定条件下におけるペレットの径方向温度プロファイル

* FaCTの Na冷却大型炉用炉心燃料を 100W/cm/hで

出力上昇し 430W/cmに到達した時点の温度を示す。

定格線出力 430W/cm時

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

Zrの融点（1852℃）

ペレット中心からの距離 (mm)

温度（℃）

35cm＜Ｌ＜65cm

95

85

75

65

55

45

35

25

15

5

cm (ｽﾀｯｸ下端からの距離)

定格線出力 430W/cm時

0

500

1000

1500

2000

2500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5



温度（℃）

35cm＜Ｌ＜65cm

95

85

75

65

55

45

35

25

15

5


95

85

75

65

55

45

35

25

15

5

95

85

75

65

55

45

35

25

15

5


0

500

1000

1500

2000

2500

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5


温度（℃）

430W/cmの22％過出力時

25cm＜Ｌ＜75cm


95

85

75

65

55

45

35

25

15

5


0

500

1000

1500

2000

2500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5


温度（℃）

430W/cmの22％過出力時

25cm＜Ｌ＜75cm


95

85

75

65

55

45

35

25

15

5


95

85

75

65

55

45

35

25

15

5

95

85

75

65

55

45

35

25

15

5



- 27 -

Fig.6 想定条件下における燃料の軸方向温度プロファイル

Fig.5 金属ジルコニウムゲッターの提案モデル

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5


0

500

1000

1500

2000

2500

温度（℃）

430W/cm定格時

ペレット中心温度22％過出力時

ペレット表面温度

430W/cm定格時

22％過出力時


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5


0

500

1000

1500

2000

2500

温度（℃）

0

500

1000

1500

2000

2500

0

500

1000

1500

2000

2500

温度（℃）

430W/cm定格時

ペレット中心温度22％過出力時

ペレット表面温度

430W/cm定格時

22％過出力時


1

5.0

8.74

単位：㎜

1

5.0

8.74

単位：㎜


- 29 -

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