割れ性に優れた６９０系ニッケル基合金）を行っている。
　また，材料表面の応力緩和措置として，第１６回定期検査から蒸気発生器１次冷却水出入口管台等のショットピーニング※２工事を順次行う計画である。
　今般報告されている国内加圧水型軽水炉の蒸気発生器１次冷却水入口管台（以下，「入口管台」という。）とセーフエンド※３との溶接部（以下，「周溶接部」という。）表面に確認されたきずについては，形状的制約から超音波探傷試験※４が実施できない箇所であり，ショットピーニング工事の施工前確認として行った渦流探傷試験※５により発見されている。
　このため，４基（Ａ〜Ｄ）の蒸気発生器１次冷却水出入口管台（計８箇所）の溶接部※６について，ショットピーニング工事の施工前確認として，平成１９年１０月９日から蒸気発生器１次冷却水出入口管台溶接部表面の渦流探傷試験を行っていたところ，Ｂ蒸気発生器入口管台の周溶接部に有意な信号指示が５箇所あることを確認した。

※１　管台：容器本体に配管等を接続するために設けた部分で，容器本体と一体構造になっている。
※２　ショットピーニング工事：金属表面に金属の球を高速でたたきつけることにより，金属表面の引張残留応力を圧縮応力に変化させる工事。
※３　セーフエンド：炭素鋼の蒸気発生器とステンレス鋼配管を接続するための短管。
※４　超音波探傷試験：超音波を用いて金属内の欠陥を検出する検査方法。金属表面に超音波を発信する探触子から金属内に超音波を発信し，その反射状況から欠陥の状況を確認する。
※５　渦流探傷試験：材料表面に渦電流を流し材料に発生する電磁誘導の変化から試験対象のきずを検出する方法。
※６　溶接部：蒸気発生器１次冷却水出入口管台（炭素鋼）には，管台とステンレス鋼のセーフエンド（短管）との溶接部，短管と１次冷却水配管（ステンレス鋼）との溶接部がある。
　
　管台とステンレス鋼のセーフエンド（短管）との溶接部は，６００系ニッケル基合金を溶接材として用いており，短管と１次冷却水配管（ステンレス鋼）との溶接部は，ステンレス鋼を溶接材として用いている。
　その後，他の３基の蒸気発生器について，１次冷却水出入口管台溶接部表面の渦流探傷試験を行った結果，Ａ蒸気発生器の入口管台で１箇所，Ｃ蒸気発生器の入口管台で２３箇所の有意な信号指示を確認した。これら有意な信号指示は，いずれも周溶接部で確認された。
　なお，Ｄ蒸気発生器の入口管台に有意な信号指示は認められず，１次冷却水出口管台については，すべて（Ａ〜Ｄ）の蒸気発生器で有意な信号指示は認められなかった。
　渦流探傷試験で有意な信号指示が確認された全２９箇所について，超音波探傷試験を実施したところ，きずとして深さが明確に確認できた部位は，Ｂ蒸気発生器の入口管台が２箇所，Ｃ蒸気発生器の入口管台が７箇所であった。
　これら深さが確認できたきずのうち，Ｂ蒸気発生器入口管台の２箇所については，いずれも深さが約１２ｍｍ（長さは約１９ｍｍと約２１ｍｍ）であったことから，当該部位の板厚（約６７ｍｍ）が電気事業法に基づく工事計画認可申請書に記載の７５ｍｍを下回ると評価した。
　また，Ｃ蒸気発生器入口管台の７箇所のきずについても，最大深さが約１３ｍｍ（長さは約１２ｍｍ）であったことから，当該部位の板厚（約６５ｍｍ）が電気事業法に基づく工事計画認可申請書に記載の７５ｍｍを下回ると評価した。
　本事象による周辺環境への放射性物質の影響はなかった。

面外観確認，スンプ及びエッチングによる金属組織観察を実施した。

※７　レプリカ：被観察表面を直接観察できない場合，間接的に観察する方法。極めて追随性が良く，且つ，剥離性の良い有機材料を被観察面に貼り付け，溶面の凹凸を転写した「レプリカ」を作成し，被観察面を間接的に観察する方法。
※８　スンプ：損傷部の表面にフィルム等を貼り付け写し取り，これを顕微鏡で観察する。金属サンプルを切り出すのと同様に損傷部の金属組織の調査が可能。
※９　エッチング：金属組織を光学顕微鏡等によって観察するため，研磨した試験表面をしゅう酸水溶液等によって腐食処理すること。この処理によって研磨工程で生じた表面変質層が除かれ組織が出現する。

１）Ａ蒸気発生器入口管台溶接部
　１箇所の有意な信号指示は，軸方向の肌荒れ（微細なきず）の集合体であった。
　肌荒れ（微細なきず）が発生している領域は，それらが発生していない周辺部の領域と表面の仕上げ状況が異なり，粗い仕上げとなっていたことから，グラインダにより仕上げたものと推定された。
　また，肌荒れ（微細なきず）の最大長さは約５ｍｍで，デンドライト※10境界に沿って割れており，ＰＷＳＣＣ特有の分岐が認められた。

※10　デンドライト：溶融した金属が固まる際にできる柱状の結晶。

　入口管台開先の肉盛溶接部と周溶接部の境界部に長さ約１０ｍｍの手直し溶接と思われる跡が認められ，この周辺部が粗い仕上げ状態となっていたことから，手直し溶接実施後に当該部をグラインダにより仕上げたものと推定された。
　肌荒れ（微細なきず）が発生していない周辺部の領域は，目の細かい周方向の仕上げ状態となっていたことから，グラインダによる加工を施した後，バフにより仕上げられたものと推定された。
２）Ｂ蒸気発生器入口管台溶接部
　今回調査を行った２箇所（Ｎｏ．１とＮｏ．２）の信号指示のうち，Ｎｏ．１の信号指示は，軸方向の約４ｍｍと約６ｍｍの２本の割れからなり，全体の長さは約９ｍｍであった。また，Ｎｏ．２の信号指示は，軸方向の約１ｍｍから４．５ｍｍの複数の割れがつながったもので，全体の長さは約１１ｍｍであった。
　これらの割れの周辺には，複数の肌荒れ（微細なきず）が分布していた。
　肌荒れ（微細なきず）が発生している領域は，それらが発生していない周辺部の領域と表面の仕上げ状況が異なり，粗い仕上げとなっていたことから，グラインダにより仕上げたものと推定された。
　肌荒れ（微細なきず）は，デンドライト境界に沿った割れで，ＰＷＳＣＣ特有の分岐が認められた。
　入口管台開先の肉盛溶接部と周溶接部の境界部に約φ７ｍｍの手直し溶接と思われる跡が認められ，この周辺部が粗い仕上げ状態となっていることから，手直し溶接実施後に当該部をグラインダにより仕上げたものと推定された。
　肌荒れ（微細なきず）が発生していない周辺部の領域は，目の細かい周方向の仕上げ状態となっていたことから，グラインダによる加工を施した後，バフにより仕上げられたものと推定された。

（２）実機サンプリング調査
　Ｃ蒸気発生器入口管台溶接部の渦流探傷試験で確認された２３箇所の有意な信号指示のうち，Ｎｏ．３とＮｏ．４の信号箇所を含む管台溶接部の一部を実機よりボートサンプルとして採取し，ホットラボで詳細調査を実施した。
１）外観観察
　内表面の色調の違いにより，セーフエンドと周溶接部との境界が確認できた。
　また，採取したサンプルに変形，擦れ等は認められなかった。
２）表面観察
　渦流探傷試験で確認されたＮｏ．３の指示信号は軸方向の割れで，この割れの周辺にグラインダとバフによるものと推定される軸方向と周方向の加工跡が確認された。
　このうち，グラインダによるものと推定される加工跡は，Ａ及びＢ蒸気発生器の入口管台溶接部に確認されたグラインダ加工跡の領域に比べ鮮明であった。
３）浸透探傷試験
　Ｎｏ．３の割れ部に約５．５ｍｍの指示を，また，Ｎｏ．４の割れ部に約４．７ｍｍの指示を確認した。
　なお，この２箇所以外に指示は認められなかった。
４）破面観察
　Ｎｏ．３の割れは，表面の長さが約５．８ｍｍ，最大深さが約６．４ｍｍであった。
　Ｎｏ．４の割れは，表面の長さが約５．８ｍｍ，最大深さが約３．４ｍｍで，割れ内部の最大長さは約９．３ｍｍであった。
　また，Ｎｏ．３及びＮｏ．４の割れのいずれにも，ＰＷＳＣＣ特有のデンドライト境界に沿った破面が確認された。
５）破面ＳＥＭ観察
　Ｎｏ．３及びＮｏ．４の割れのいずれにも，ＰＷＳＣＣ特有のデンドライト境界に沿った破面が確認された。
６）破面付着物分析
　エネルギー分散検出器（ＥＤＳ）を用いて，破面表面の付着物の化学成分分析を行った結果，Ｎｏ．３及びＮｏ．４割れのいずれの破面も主元素は溶接金属成分（Ｎｉ，Ｃｒ，Ｆｅ等）であり，破面表面に塩素の付着は認められなかった。
７）断面マクロ・ミクロ観察
　Ｎｏ．３及びＮｏ．４の割れのいずれもＰＷＳＣＣ特有のデンドライト境界に沿った割れであることが確認された。
　なお，Ｎｏ．３及びＮｏ．４割れの周辺に手直し溶接跡は認められなかった。
８）硬さ測定
　内表面から深さ方向の硬さ測定を行った結果，Ｎｏ．３の割れは表面近傍がＨＶ３２１からＨＶ３３９であり，Ｎｏ．４の割れはＨＶ３０９からＨＶ３９５であったことから，内表面近傍での硬化が確認された。
　これはグラインダ等による表面加工の影響によるものと考えられる。
　また，Ｎｏ．３及びＮｏ．４の割れのいずれについても，破面と内部の板厚方向における分布の違いは認められなかった。
９）化学成分分析
　エネルギー分散検出器（ＥＤＳ）を用いて，入口管台開先の肉盛溶接部及び周辺溶接部断面の化学成分分析を実施した結果，６００系ニッケル基合金溶接金属の規格を満足しており，表面に塩素の付着は認められなかった。
10)残留応力測定
　Ｘ線残留応力測定により周溶接部表面の残留応力を測定したところ，周方向が−５９１ＭＰａから−２６３ＭＰａで，軸方向が−５４６ＭＰａから−２４４ＭＰａであったことから，圧縮の残留応力であることを確認した。
11)スンプ観察
　Ｎｏ．３の割れ近傍に約２４０μｍから４．５ｍｍの微細な割れを４箇所確認した。
　肌荒れ（微細なきず）の発生量は，Ａ及びＢ蒸気発生器入口管台溶接部に比べ少ないものであった。
　なお，スンプ観察を実施した範囲では，手直し溶接跡は認められなかった。
12)断面ミクロ追加観察
　Ｎｏ．３の割れ近傍に確認された４箇所の微細な割れについて，断面ミクロ観察を行った結果，複数の微細な割れのうち，最大深さのものは０．８ｍｍでデンドライト境界に沿った割れであることを確認した。
　なお，Ｎｏ．３割れよりも深い割れは認められなかった。

（３）製造・運転履歴調査
１)製造履歴調査
　敦賀発電所２号機の蒸気発生器は，昭和５７年７月から昭和６０年４月の期間で製作され，昭和６０年２月から同年７月の間で現地に据付けられたことから，当時の工事記録，検査記録を確認するとともに，関係者への聞き取りにより製造履歴を調査した。
　その結果，入口管台の製作手順に特異性は認められず，溶接士も十分な経験を有しており，今回の調査記録からは，手直し溶接を実施した旨の記録は確認できなかった。
　なお，関係者への聞き取り調査の結果，周溶接部に施したグラインダ及びバフ仕上げは，作業者によって使用した工具の種類が異なる可能性のあることが確認できた。
２）運転履歴調査
　敦賀発電所２号機の運転開始（昭和６２年２月１７日）から第１６回定期検査開始（平成１９年８月２６日）までの運転履歴を調査した結果，以下のとおりであった。
ａ．１次冷却水温度・圧力
　敦賀発電所２号機の運転開始以降，原子炉の自動停止事象が１件，手動停止事象が６件，さらに出力抑制事象が３件あり，これらの他に過渡変化を伴う事象は認められなかった。
　また，これらの過渡変化時においても異常な温度，圧力変化を示していないことを確認した。
ｂ．水質管理状況
　敦賀発電所２号機の運転開始以降，１次冷却水の水質が敦賀発電所原子炉施設保安規定で定める値を満足しており，塩素等の有害な物質は確認されなかった。

（４）表面加工状態確認試験（モックアップ試験）
　入口管台とセーフエンドを溶接した後，内外面のグラインダ及びバフによる仕上げ施工が行われており，これが硬化及び高引張残留応力発生の原因となり得ること，また，実機では，グラインダ仕上げが行われた部位において割れや肌荒れ（微細なきず）が認められていることから，実機の表面仕上げ状態を模擬したモックアップ試験を実施した。
　試験は，ステンレス板の上に６００系ニッケル基合金の肉盛溶接を行った後，聞き取り調査結果を踏まえた仕上げ条件にてグラインダ及びバフを施工したものを供試体として，表面状態観察，残留応力測定，硬さ測定及び粗さ計測を実施した。
１）表面状態観察
　グラインダ及びバフによる表面の仕上げ条件を変化させた供試体（合計１０種類）から表面のレプリカを採取して，実機から採取したレプリカと比較した結果は以下の通りであった。
ａ．Ａ蒸気発生器入口管台溶接部から採取したレプリカで，肌荒れ（微細なきず）が発生しているグラインダ加工の領域は，供試体Ｎｏ．６におけるエアグラインダ（スキルタッチ）による仕上げ条件と同様であった。
　また，その周辺の割れが発生していないバフ仕上げ状態の領域は，供試体Ｎｏ．４におけるエアグラインダ施工の上にバフ仕上げした条件と同じであった。
ｂ．Ｂ蒸気発生器入口管台溶接部から採取したレプリカにおいて，Ｎｏ．１及びＮｏ．２割れとその周辺部の肌荒れ（微細なきず）が発生しているグラインダ加工の領域は，供試体Ｎｏ．６におけるエアグラインダ（スキルタッチ）による仕上げ条件と同様であった。
　また，その周辺の割れが発生していないバフ仕上げ状態の領域は，供試体Ｎｏ．４におけるエアグラインダ施工の上にバフ仕上げした条件と同じであった。
ｃ．Ｃ蒸気発生器入口管台溶接部から採取したボートサンプルのレプリカにおいて，サンプル全体の仕上げ状態は，バフ仕上げ面の中に幅が広く明瞭なグラインダ仕上げの跡が残っており，供試体Ｎｏ．９における高周波グラインダ施工の上にバフ仕上げした条件と同様であった。
２）残留応力測定
ａ．エアグラインダ（スキルタッチ）施工面（供試体Ｎｏ．６）について，残留応力を測定した結果，平均で４７０ＭＰａであった。
ｂ．エアグラインダ施工の上にバフ仕上げを施工した条件（供試体Ｎｏ．４）で残留応力を測定した結果，平均で−２９２．５ＭＰａであった。
ｃ．高周波グラインダ施工の上にバフ仕上げを施工した条件（供試体Ｎｏ．９）で残留応力を測定した結果，平均で−２１１ＭＰａであり，実機と同様に圧縮応力であった。
ｄ．高周波グラインダ施工の上にバフ仕上げを施工した条件（供試体Ｎｏ．９）において，測定領域を小さくしてグラインダ溝底部付近の局所的な残留応力を測定した結果，引張応力が存在することを確認した。
　また，高周波グラインダ施工面とその上にバフ仕上げを施工した面では約６８０ＭＰａの差があることから，高周波グラインダの溝が深い部位では一般的な残留応力計測により得られる値に対し，約６８０ＭＰａの補正を加えることでグラインダ溝底部の残留応力を推定できると考えられる。
３）硬さ測定
　高周波グラインダ施工の上にバフ仕上げを施した箇所の表面近傍の硬さは，ＨＶ２８３からＨＶ３８４であり，実機サンプリング調査による硬さ測定結果と同様に内表面近傍での硬化が確認された。

（５）文献調査
　６００系ニッケル基合金溶接部の割れに関する文献調査を行った結果，類似部位での損傷事例として，米国Ｖ．Ｃ．Ｓｕｍｍｅｒ発電所における原子炉容器出口管台溶接部からの漏洩（２０００年１０月発見）事象，スウェーデンＲｉｎｇｈａｌｓ３号機及び４号機で原子炉容器出口管台溶接部の超音波探傷試験にて指示が確認（２０００年８月と９月に発見）された事象が報告されている。
　また，敦賀発電所２号機において，加圧器逃がし弁用管台部等に割れ（平成１５年９月発見）が発生している。
　これらの割れは，いずれも軸方向割れで，米国Ｖ．Ｃ．Ｓｕｍｍｅｒ発電所と敦賀発電所２号機では，割れは溶接金属内を進展し，低合金鋼との境界，セーフエンドとの境界で停留していた。割れの原因は，いずれも補修溶接を行ったことによる高引張残留応力により発生したＰＷＳＣＣと推定されている。
　さらに，６００系ニッケル基合金溶接部のＰＷＳＣＣの発生に関しては，３６０℃温度加速ＳＣＣ定荷重試験が実施されており，応力３００ＭＰａ以上でＰＷＳＣＣが発生するとされている。

（６）その他の損傷形態
　延性割れ，疲労損傷の可能性についても調査したが，使用環境条件，使用材料に異常はなく，これらが原因とは考えられない。また，製作時の高温割れについても，製造履歴，検査記録から原因となるものは認められなかった。
（７）調査結果のまとめ
　Ａ，Ｂ及びＣ蒸気発生器の入口管台溶接部にて確認された肌荒れ（微細なきず）及び割れは，いずれもデンドライト境界に沿った割れであり，ＰＷＳＣＣの様相を呈していることが確認された。
　また，Ｃ蒸気発生器入口管台溶接部におけるグラインダ等の仕上げ施工による表層部の残留応力（周方向）については，ホットラボにて測定した実機ボートサンプルの残留応力測定値（−５９１ＭＰａから−２６３ＭＰａ）にモックアップ試験結果から求めた補正値（約６８０ＭＰａ）を加えると，グラインダ溝底部の表面残留応力は約９０ＭＰａから約４２０ＭＰａとなり，ＰＷＳＣＣの発生条件である約３００ＭＰａを超える引張応力があることを確認した。
　なお，Ａ蒸気発生器，Ｂ蒸気発生器入口管台溶接部の割れ及び肌荒れ（微細なきず）が認められた部位のエアグラインダ（スキルタッチ）による表層部の残留応力は，高周波グラインダによる溝底部の応力と同等であることがモックアップ試験により確認されたことから，Ｃ蒸気発生器入口管台溶接部の割れの運転中における表層部の応力と同等であると考えられる。
　また，配管板厚内部に発生する運転中応力（主に内圧）は，軸方向に比べ周方向の方が大きいことから，割れの進展の方向が軸方向になったものと考えられる。
　以上のことから，これらの割れ及び肌荒れ（微細なきず）は，ＰＷＳＣＣによるものと推定される。

基合金で肉盛溶接を行った箇所の残留応力を低減させる観点から，当該部について，バフによる仕上げを行う。
　Ａ蒸気発生器についても，周溶接部に肌荒れ（微細なきず）が確認されていることから，当該部の構造強度，入口管台内面のステンレス内張り材（入口管台内面の肉盛溶接部）の機能及び内面側からの渦流探傷試験による検査性を考慮した上で，この肌荒れ（微細なきず）を除去する。
　その後，ショットピーニング等にて溶接部表面の残留応力を低減させる。

　上記の対策工事を行って行く中で，サンプルを採取し，実機におけるＰＷＳＣＣについての知見拡充を図っていく。