別紙 9-1

第一使用済燃料貯蔵建物及び第二使用済燃料貯蔵建物のリスクに
ついて

[778]

第一使用済燃料貯蔵建物（以下「第 1SFF」という。）及び第二使用済燃料貯蔵建物（以下「第2SFF」という。
）の貯蔵設備におけるリスクについて評価することを目的として、何らかの原因により両建物の水冷却池の冷却水が喪失することを仮想し、使用済燃料の健全性及びスカイシャインガ
ンマ線による敷地境界における実効線量について評価する。
１．第 1SFF 及び第 2SFF の概要
第 1SFF 及び第 2SFF は、使用済燃料貯蔵設備（水冷却池）を有し、缶詰缶に封入された使用済燃料等を貯蔵している（第 1.1 図）。ただし、第 2SFF の貯蔵ラックＢにあっては、燃料集合体以外の炉心構成要素を缶詰缶から取り出して貯蔵している。
使用済燃料は炉内燃料貯蔵ラックにおいて 60 日以上、原子炉附属建物水冷却池で 1 年以上冷却貯蔵され、第 1SFF 又は第 2SFF に移送される（第 1.2 図）。
(1)現在の貯蔵量及び崩壊熱
第 1SFF 及び第 2SFF の既貯蔵体数並びに貯蔵燃料の内訳を第 1.1 表、第 1.2 表に示す。
2023 年 3 月時点において、MK-Ⅲ炉心、MK-Ⅱ炉心、MK-Ⅰ炉心で使用した燃料は、それぞれ最短で約 15 年、約 22 年、約 41 年の冷却期間となる。使用済の MK-Ⅲ燃料、MK-Ⅱ燃料及び MK-Ⅰ燃料 1
体あたりの崩壊熱は、ＦＰＧＳ－３コードによる解析結果に 10%の余裕を見込み、それぞれ約 63W、
約 60W、約 22W となる。ここでは、実際の照射履歴を考慮せず、それぞれ許認可上の最高燃焼度まで連続照射されたものとして解析した。
以上の保管体数及び崩壊熱より、第 1SFF 及び第 2SFF の水冷却池の崩壊熱の合計は、それぞれ約24kW、約 3kW となる。なお、ブランケット燃料は崩壊熱が無視できる程度に小さいことから、ここでは考慮しないこととした。

53 条(1)-別紙 9-1-1[779]

第 1.1 表 第 1SFF 及び第 2SFF の最大貯蔵体数及び現貯蔵体数（2021 年 5 月時点）
貯蔵箇所

最大貯蔵体数第 1SFF
第 2SFF（貯蔵ラックＡ*2）
第 2SFF（貯蔵ラックＢ*2）

現貯蔵体数*1
燃料

燃料以外

合計

600

500

8

508

350

228

9

237

450

0

324

324

*1 照射後試験で解体されて缶詰缶に封入されたものを含む(1 缶を 1 体とする)。
*2 貯蔵ラックＡは、缶詰缶に封入した炉心構成要素を保管し、貯蔵ラックＢは、燃料集合体以外の炉心構成要素を缶詰缶から取り出して保管するものである。

第 1.2 表 貯蔵燃料内訳（2021 年 5 月時点）

核物質防護情報（管理情報）が含まれているため公開できません。

*1 照射後試験で解体されて缶詰缶に封入されたものを含む(1 缶を 1 体とする)。
*2 ＭＫ－Ⅲ炉心第 6’サイクル（2007 年（平成 19 年）5 月）以前に使用した燃料。
*3 ＭＫ－Ⅱ炉心は 2000 年（平成 12 年）6 月に運転終了。
*4 ＭＫ－I 炉心は 1981 年（昭和 56 年）12 月に運転終了。

53 条(1)-別紙 9-1-2[780]

第 1.1 図 使用済燃料の貯蔵方法の概要

第 1.2 図 使用済燃料の第 1SFF 及び第 2SFF への移送の概要

53 条(1)-別紙 9-1-3[781]

２．冷却水喪失時の使用済燃料の健全性評価
第 1SFF 及び第 2SFF 水冷却池における冷却水喪失時の使用済燃料の健全性を評価する。判断基準
は、缶詰缶の封入水が沸騰しない温度として、缶詰管封入水温度が 100℃未満であることとする。
2.1 崩壊熱計算条件
・ＦＰＧＳ－３コードにより、炉心燃料集合体が最高燃焼度に達するまで燃焼させ、下記の工程により水冷却池に貯蔵されるものとし、それぞれの炉心燃料集合体の冷却期間を考慮し 10%の余裕を見込んだ崩壊熱を求める。これによる第 1SFF 及び第 2SFF の水冷却池の崩壊熱は、それぞれ約 21kW、約 25kW となる。また、1.(1)に示す既貯蔵燃料による崩壊熱との合計は、それぞれ約 44kW、約 28kW となる。なお、2.2.4 計算式①室温の計算にあっては、それぞれ 50kW、30kW として計算する。
・サイクル運転（1 サイクル：60 日定格出力運転、19 日停止）を繰り返す工程とする。ここでは、定期事業者検査期間は考慮しない。
・第 1SFF 水冷却池にあっては 100 体（空き容量 92 体を切り上げて 100 体の空きがあるものとして設定）、第 2SFF 水冷却池にあっては 150 体（空き容量 113 体を切り上げて 150 体の空きがあるものとして設定）に達するまで炉内燃料貯蔵ラックでの 60 日及び原子炉附属建物水冷却池での365 日の計 425 日冷却した炉心燃料集合体を 10 体ずつ貯蔵するものとする。また、それぞれ結果が厳しくなるように、一方の水冷却池のみに貯蔵するものとする。

・2.2.4 計算式②封入水の温度計算にあっては、原子炉運転中において集合体出力が最大となる炉心第 3 列の外側燃料集合体を対象として、ＦＰＧＳ－３コードによる計算値に 10%を乗じた値約 386W を切り上げて、燃料集合体 1 体の崩壊熱を 400W とする。

53 条(1)-別紙 9-1-4[782]

2.2 計算方法
2.2.1 物性値
本評価で用いた物性値を第 2.1 表に示す。
2.2.2 缶詰缶寸法等
使用済燃料を封入している缶詰缶の寸法を第 2.2 表に示す。缶詰缶に封入されている炉心燃料集合体の寸法等についても第 2.2 表に示す。
2.2.3 冷却池室寸法
本評価で用いた各建屋冷却池室の寸法を第 2.3 表に示す。
第 2.3 表の寸法を用いて、水冷却池室内の空気体積とコンクリート壁の熱通過量を算出した。値を第 2.4 表に示す。
2.2.4 計算式
①室温
室温 Ta は、以下の式で計算した。
𝑇𝑎 (𝑡𝑖 ) = 𝑇𝑎 (𝑡𝑖−1 ) + {𝑄𝑜𝑢𝑡 (𝑡𝑖 ) − (ℎ𝑎 × (𝑇𝑎 (𝑡𝑖−1 ) − 𝑇𝑜𝑢𝑡 )) × (𝑡𝑖 − 𝑡𝑖−1 )} ÷ 𝐶𝑎 𝑊𝑎
Tout：外気温(40℃)②封入水
缶詰缶内表面温度 Tci は、以下の式で計算した。
𝑇𝑐𝑖 (𝑡𝑖 ) = 𝑇𝑐𝑖 (𝑡𝑖−1 ) + {𝑄𝑜𝑢𝑡 (𝑡𝑖 ) − (ℎ𝑐𝑎𝑛 × (𝑇𝑐𝑖 (𝑡𝑖−1 ) − 𝑇𝑎 (𝑡𝑖−1 ))) × (𝑡𝑖 − 𝑡𝑖−1 )} ÷𝐶𝑊 𝑊𝑊 𝑄𝑡
𝑄𝑎

Qout(ti)：時刻 ti における全使用済燃料からの放熱量(J)ti:時刻(s) 添字 i は時間分割 ti-1 は ti の一つ前の時間を示す。
Ta(ti)：時刻 ti における室温(℃)
Qt:使用済燃料総発熱量(W)Qa:使用済燃料 1 体あたりの発熱量(W)hcan:通過熱量(W/℃)ℎ𝑐𝑎𝑛 =

1(𝑟𝑐𝑎𝑛𝑜 − 𝑟𝑐𝑎𝑛𝑖 )/𝑘𝑐𝑎𝑛

缶詰缶封入水の温度 Tw は、以下の式で計算した。
𝑇𝑤 = 𝑇𝑐𝑖 +𝑄𝑎(2𝜋𝑘𝑤 𝐿𝑐𝑝 )𝑙𝑛 ((𝑟𝑤𝑟𝑜 + 𝑟𝑐𝑎𝑛𝑖 )/2)
𝑟𝑤𝑟𝑜

Tw:缶詰缶封入水温度(℃)
Tci:缶詰缶内表面温度(℃)

53 条(1)-別紙 9-1-5[783]

2.3 計算結果
2.2 項の計算方法で第 1SFF 及び第 2SFF における冷却水喪失時の缶詰缶温度を算出した。缶詰缶温度は、十分な時間経過により温度上昇が収束し、缶詰管封入水温度がほぼ一定値となる
7200 秒後の温度とした。結果を第 2.5 表に示す。缶詰缶内封入水温度は、第 1SFF：75.7℃、第2SFF：74.5℃であり、共に 100℃未満であり、使用済燃料の健全性は確保される。

第 2.1 表 物性値
項目

空気

水

変数

値

出典

比熱

Ca

1009 J/kg℃

密度ρa1.024 kg/m3

熱伝導率

ka

0.029 W/mK

比熱

Cw

4216.1 J/kg℃

密度

ρw

958.4 kg/m3

熱伝導率

kw

0.671 W/mK

熱伝導率

kc

1.74 W/mK

コンク
リート

伝熱ハンドブック
p.416(340K)

伝熱ハンドブック
p.382(360K)
伝熱工学資料 改訂第 5 版「空気調和ハンドブック」に記載

表面熱伝達率hc

2

17 W/m Kの垂直外壁面における夏場の表面
熱伝達率（空気）

缶詰缶

熱伝導率

kcan

0.132+1.3×10-4*T

International Nickel

W/cm℃ T:温度(℃)

Company53 条(1)-別紙 9-1-6[784]

第 2.2 表 缶詰缶及び炉心燃料集合体条件等
変数

寸法

外径

dcano

0.1143 m

外半径

rcano

0.05715 m

内半径

rcani

0.05415 m

発熱長さ

Lcanh

3.31 m

表面積

Acan

1.2 m2

発熱長さ

Lcp

0.524 mdwro

0.0785 m

rwro

0.0412 m√√3 𝑑𝑤𝑟𝑜2𝜋

Ww

12.293 kg

2
2𝜋(𝑟𝑐𝑎𝑛𝑖− 𝑟𝑤𝑟𝑜) × 𝐿𝑐𝑎𝑛ℎ × 𝜌𝑤

項目

缶詰缶

炉心燃料
集合体

ラッパ管
外対辺距離
ラッパ管
等価外半径

缶詰缶
封入水

水重量

計算式

2×π×rcano×Lcanh
ペレット部 0.5m
熱遮へいペレット部 0.024m の和

第 2.3 表 冷却池室寸法

核物質防護情報（管理情報）が含まれているため公開できません。

53 条(1)-別紙 9-1-7[785]

第 2.4 表 水冷却池室空気体積及びコンクリート熱通過量
項目

記号

空気体積

V

空気重量

Wa

外気と通過
できる熱量

建屋

値

計算式

第 1SFF8449.4 m3

第 2SFF

5896.8 m3

第 1SFF8652.1 kg

第 2SFF6038.3 kg

第 1SFF5081.8 W/℃

ρa×V
各壁の熱通過率の和ha∑

第 2SFF3558.1 W/℃

th:壁厚さ１
1 𝑡ℎ 1( + + )
ℎ𝑐 𝑘𝑐 ℎ𝑐

第 2.5 表 計算結果
項目

缶詰缶内水温度

第 1SFF

75.7℃

第 2SFF

74.5℃

53 条(1)-別紙 9-1-8[786]

３．冷却水喪失時のスカイシャインガンマ線による敷地境界における実効線量率評価
実効線量率の評価条件を以下に示す。
・最大貯蔵量が、第 1SFF が 600 体、第 2SFF で 800 体（使用済燃料：350 体、使用済反射体等：
450 体）であること及び空き容量も考慮し、第 2SFF の評価で代表させるが、第 1SFF 及び第2SFF で同時に冷却水が喪失することも仮想する。
・貯蔵ラックは地下に位置する。直接ガンマ線に対しては十分な遮蔽があることに鑑み、スカイ
シャインガンマ線について評価する。
・燃料集合体は、健全性評価と同様に、炉内燃料貯蔵ラック及び原子炉附属建物水冷却池での冷却を経て貯蔵されるものとする（第 3.1 図）。また、反射体も同様の工程とする。それぞれの線
源設定の詳細は次項以降に述べる。
・外部からの支援が受けられるまでの 7 日間の敷地境界における実効線量率を求める。

第 3.1 図 燃料集合体貯蔵工程
3.1 燃料集合体の線源設定
ＯＲＩＧＥＮコードにより、燃料集合体が最高燃焼度に達するまで燃焼させ、下記の工程により使用済燃料貯蔵設備-貯蔵ラックＡに貯蔵されるものとして、それぞれの燃料集合体の冷却期間を考慮し、燃料集合体 350 体合計のガンマ線放出率（第 3.1 表）を求める。
・サイクル運転（1 サイクル：60 日定格出力運転、19 日停止）を繰り返す工程とする。ここでは、定期事業者検査期間は考慮しない。
・第 2SFF 水冷却池に、150 体（空き容量 113 体を切り上げて 150 体の空きがあるものとして設定）に達するまで炉内燃料貯蔵ラックでの 60 日及び原子炉附属建物水冷却池での 365 日の計 425 日
冷却した燃料集合体を 10 体ずつ貯蔵するものとする。また、既貯蔵中燃料集合体の 200 体は、
ブランケット燃料集合体と MK-Ⅱ炉心燃料集合体であり、2000 年 6 月以前に使用した燃料集合体
であるが、保守的に一律 15 年間冷却の MK-Ⅳ炉心燃料集合体とみなして合算する。
3.2 反射体の線源設定
ＯＲＩＧＥＮコードにより、反射体の設計寿命である最大中性子照射量まで照射し、下記工程により使用済燃料貯蔵設備-貯蔵ラックＢに貯蔵されるものとし、それぞれの反射体の冷却期間を考慮して、反射体 450 体合計のガンマ線放出率（第 3.1 表）を求める。
・既貯蔵中反射体にあっては、最大中性子照射量を 1.2×1023n/cm2(E≧0.1MeV)とし、冷却期間を53 条(1)-別紙 9-1-9[787]

一律 15 年とする（体数：324 体を切り捨て、300 体を使用）。今後貯蔵する反射体にあっては、最大中性子照射量を 3.0×1023n/cm2(E≧0.1MeV)とし、燃料集合体と同様に、貯蔵予定反射体数（150 体）に達するまで、使用済反射体を 10 体ずつ貯蔵（79 日間隔）することを仮想する。
3.3 遮蔽計算及びスカイシャインガンマ線計算
ＤＯＴ３．５コード（2 次元 RZ 体系）により、第 2SFF 天井外面のガンマ線束を求めるとともに、同コードによりスカイシャインガンマ線計算を行う。ここで、水冷却池の冷却水は喪失したものとし、缶詰缶内の封入水は考慮する。
線源領域は、径方向を貯蔵ラック全体とみなし、軸方向高さは収納管内の燃料集合体高さとす
る。燃料と反射体線源部の体系は、貯蔵ラックＡ、貯蔵ラックＢそれぞれの燃料集合体高さまでの体積を保存し、中心に燃料領域を設けてその外側に反射体領域を巻いたモデルとする。
線源強度は、第 3.1 表のガンマ線放出率をそれぞれ線源領域とする貯蔵ラックＡ,Ｂの体積で除した値で設定する。
実効線量の評価点は、第 2SFF を中心として敷地境界までの距離が最短となる方角Ｅ（東）の距
離 0.18km とする。
3.4 計算結果
評価点の 7 日間の実効線量は、第 1SFF 及び第 2SFF の合計で 1.9mSv である（第 3.2 表）。
4. リスクの評価結果
水冷却池の冷却水が喪失することを仮定し、使用済燃料の健全性及びスカイシャインガンマ線による敷地境界における実効線量について評価した。
その結果、使用済燃料の健全性は確保されるとともに、スカイシャインガンマ線による敷地境界における実効線量は 5mSv（7 日間）を下回ることを確認した。
以上より、第 1SFF 及び第 2SFF の事故により、5mSv を超過することはなく、リスクは小さいと判断できる。

53 条(1)-別紙 9-1-10[788]

第 3.1 表 燃料集合体 350 体及び反射体 450 体合計のガンマ線放出率
群数No.

ガンマ線エネルギー

線源強度

(MeV)

(Photon/s)

上限

下限

代表

燃料

反射体

1

10.00

8.00

9.00

3.92E+05

0.00E+00

2

8.00

6.50

7.25

3.51E+06

0.00E+00

3

6.50

5.00

5.75

2.04E+07

0.00E+00

4

5.00

4.00

4.50

2.33E+07

0.00E+00

5

4.00

3.00

3.50

6.90E+11

1.24E+02

6

3.00

2.50

2.75

5.44E+12

1.03E+09

7

2.50

2.00

2.25

2.18E+14

3.34E+11

8

2.00

1.66

1.83

9.93E+13

1.16E+12

9

1.66

1.33

1.49

4.90E+14

1.87E+16

10

1.33

1.00

1.16

1.03E+15

4.43E+16

11

1.00

0.80

0.90

3.07E+15

2.05E+15

12

0.80

0.60

0.70

1.08E+16

1.26E+15

13

0.60

0.40

0.50

1.78E+16

6.39E+13

14

0.40

0.30

0.35

2.43E+15

2.46E+12

15

0.30

0.20

0.25

3.51E+15

7.54E+12

16

0.20

0.10

0.15

9.73E+15

3.68E+13

17

0.10

0.050

0.075

1.48E+16

2.33E+14

18

0.050

0.001

0.026

7.17E+16

2.92E+15

合計

1.36E+17

6.96E+16

第 3.2 表 評価点の実効線量
実効線量
評価点

実効線量（第 2SFF）

敷地境界ま
方向

での
距離（km）

第 2SFF の
東方向0.18（第 1SFF,第 2SFF 合計）

1 時間あたり

合計（7 日間）

合計（7 日間）（mSv/h）

（mSv）

（mSv）

5.5×10-3

0.92

1.9(1.84)※ 第 1SFF 及び第 2SFF の実効線量の合計は、保守的に第 2SFF の評価結果の 2 倍とした。
53 条(1)-別紙 9-1-11[789]

別紙 9-2

使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故の拡大を防止するための措置に使用する設備等（資機材）の仕様等[790]

使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故の拡大を防止するための措置に使用する設備等（資機材）の仕様等を以下に示す。
（１） 可搬式ポンプ及びホース
可搬式ポンプ及びホースは、「使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故」及び「使用済燃料貯蔵設
備冷却水喪失事故」において、水冷却池に水を供給するために用いる。可搬式ポンプの最大吐出量
は冷却水の蒸発速度の約 5 ℓ/min を上回るものとする。また、可搬式ポンプはエンジン内蔵のポンプであるため、電源は不要であり、SBO 時にも使用できる。液位を一定に保つためには、ポンプを
毎日 10 分程度、断続的に駆動すれば良く、7 日間の運転時間は約 1 時間となる。これに対して、燃料は、7 日間以上の連続運転が可能な容量（ガソリン 200L）を常時貯蔵し、十分な容量を確保する。
ⅰ）可搬式ポンプ：1 台（最大吐出量：840ℓ/min／最大揚程：30ｍ） ※ 予備：1 台ⅱ）ホース（消火用ホース） ：8 本（20m/本） ※ 予備：2 本

53 条(1)-別紙 9-2-1[791]

ⅲ）水源：夏海湖（過去最低貯水量：約 193,000m3）（２） 水冷却浄化設備サイフォンブレーカー
使用済燃料貯蔵設備は、水冷却浄化設備の配管破断が生じた場合に、サイフォン現象等により、使用済燃料等の冠水が維持できない状況に至ることがないようにサイフォンブレーカーを有する。
水冷却浄化設備サイフォンブレーカーの配置を第 1 図に示す。水冷却浄化設備サイフォンブレー
カーは、設計基準対象設備のサイフォンブレーク止弁と「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」に対処するための措置として整備するサイフォンブレーク孔から構成している。
設計基準の範囲で想定される事象に対しては、水位が低下した場合に、所定の水位で各配管に設置したサイフォンブレーク止弁が自動で「全開」となり、サイフォン現象による水冷却池の水位の低下は抑止される。
「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」に対して、サイフォンブレーク孔は、通常状態において、水面下となる配管に開口部を設けたものであり、水位の低下による開口部の開放による受動的なサ
イフォンブレーク機能を有する。「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」にあっては、サイフォン
ブレーク孔によって、水冷却池の水位の低下を抑止できる。
（３） 水冷却池及び水位計 「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」において、水冷却浄化設備の配管破断が生じた場合に、設計基準対象設備である水冷却池を活用して措置を講じる。なお、事象の想定において、水冷却池の破損は想定していない。「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」の措置時に、水冷却池の水位は目視で監視するため、設計基準対象設備の水位計は措置で使用することはない。

53 条(1)-別紙 9-2-2[792]

サイフォンブレーク止弁
真空破壊槽

出口配管

真空ポンプ

浄化系戻り配管

冷却系入口配管*1：サイフォンブレーク止弁
作動設定値
GL-700mm*1
GL-約1000mm

GL-600mm
通常時運転水位：サイフォンブレーク孔

GL-2100mm
原子炉附属建物
水冷却池

GL-3700mm
集水管

冷却系・浄化系

GL-7350mm

燃料貯蔵ラック

GL-9100mm
集水管

GL-10900mm

使
用
済
燃
料
集
合
体

GL-7750

GL-9050mm
放水管

GL-10250mm
放水管

GL：グラウンドレベル

第 1 図 水冷却浄化設備サイフォンブレーカーの配置

53 条(1)-別紙 9-2-3[793]

別紙 9-3

水冷却池に水を供給するための措置の概要[794]

「使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故」及び「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」では、夏海湖から原子炉附属建物の水冷却池へ水を供給するための措置を講じることとしている。以下に、当該措置に係る手順及び各手順の所要時間等を示す（第 1 表参照）。
ⅰ） 事故発生の判断
事故発生後、事故発生の判断は、「使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故」においては、全交
流動力電源喪失により、また、「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」においては、水冷却池の水位低警報の発報により確認する。なお、これらの判断に要する所要時間は同じである。
所要時間

：10 分

作業に必要な要員数：1 名ⅱ） 水冷却池の点検と監視
事故発生後、水冷却池の水位、冷却水の水温等のパラメータにより水冷却池の状態を点検する。
以降、監視を継続する。
所要時間

：10 分

作業に必要な要員数：1 名ⅲ） 可搬式ポンプ及びホースを用いた夏海湖からの給水の準備
第 1 図に夏海湖から給水する場合の可搬式ポンプ及びホースの配置例を示す。第 1 図に示す
位置に可搬式ポンプ及びホースを配置し、水冷却池への給水の準備を行う。以降、水冷却池の水位を監視しながら、適宜水冷却池への給水を行う。なお、水冷却浄化設備を構成する脱塩水系が復旧した場合は、水冷却浄化設備による給水に切り替える場合がある。
所要時間

：60 分

作業に必要な要員数：4 名
第 1 表 使用済燃料の損傷を防止するための措置に係る手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

10

20

30

40

50

60

70

80

備考

▽異常事象発生（外部電源喪失又は水冷却浄化設備の配管の破断）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断▽水冷却池の状態の点検と監視▽可搬式ポンプ及びホースを用いた 給水準備

当直長

・運転操作指揮

運転員A

1

・事故発生の判断

作業員A

1

・水冷却池の点検と監視

作業員B、C、D、E

4・水冷却池への可搬式ポンプ及びホースを用いた夏海湖からの給水準備＊1

・「使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故」においては、全交流動
力電源喪失により、また、「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」
においては、水冷却池の水位低警報の発報により判断する。

状況判断
点検

使用済燃料
損傷防止措置

監視（継続）

・事故発生後、水冷却池の水位、冷却水の水温等のパラメータにより水冷却池の状態を点検し、以降、監視を継続する。
・可搬式ポンプ及びホースを配置
し、夏海湖から水冷却池への給水の準備を行う。

＊1：水冷却池への給水は、水冷却池の水位を監視しながら実施

使用済燃料の損傷を防止するための措置の有効性の評価においては、第 1 表の可搬式ポンプ及びホースを用いた給水までの所要時間（80 分）に対して、要員の招集時間も考慮して保守的に 2 日と設定する。
53 条(1)-別紙 9-3-1[795]

53 条(1)-別紙 9-3-2[796]

第 1 図 夏海湖から取水する場合の可搬式ポンプ及びホースの配置例

核物質防護情報（管理情報）が含まれているため公開できません。

別紙 9-4

水冷却池の水位の変化に係る評価条件[797]

使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故の拡大を防止するための措置が有効であることを確認するため、「使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故」及び「使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故」を想定し、当該事故時において水冷却池の水位の変化を解析し、水冷
却池の水位の基準を下回らないことを評価する。以下に、当該評価に係る主要な条件を示す。
1） 有効性評価では、「添付書類 8 10.10 多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材」の「「使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」に係る資機材」を用いたものを対象とし、措置が有効であることを合理的に判断できる時
点までを対象とする。
2） 水冷却池の初期水位は、通常運転時の水位（グラウンドレベル基準-0.6m）に対して、使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故における水冷却浄化設備サイフォンブレーカーの作動等を考慮して、保守的にグラウンドレベル基準-1.1m とする。使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故の初期水位も同じ値を設定しているため、解析結果も同じとなる。
3） 水冷却池の初期水量は、上記の初期水位に応じた 580m3 とする。
4） 水冷却池の初期水温は、水冷却池の設計値及び保安規定における管理値に基づき 42℃とする。
5） 水冷却池からの除熱は、水冷却池側面及び底面は断熱を仮定し、水面からの無風状態での冷却水の蒸発によるもののみ考慮する。
6） 使用済燃料貯蔵設備の水冷却池に貯蔵された使用済燃料の崩壊熱は、以下の条件により算出される 135kW を用いる。
・ 5 サイクル運転（1 サイクル：60 日定格出力運転、19 日停止）
、定期検査 6 ヵ月を繰り返す工程とする。また、崩壊熱は、炉心燃料集合体が一様に最高燃焼度に達するものとして計算した値を用いる。
・ 炉内燃料貯蔵ラックにおいて、1 サイクル冷却した炉心燃料集合体を 10 体ずつ水冷却池に 121 体（水冷却池の貯蔵容量 200 体から 1 炉心分 79 体を除いた値）に達するまで貯蔵し、その後、炉心燃料集合体を 1 炉心分（79 体）水冷却池に移動することを仮定する。
・ 事故発生までの崩壊熱の減衰は考慮するが、事故発生後の崩壊熱の減衰は考慮しないものとする。
7） 可搬式ポンプ及びホースにより、水冷却池に水を供給するための措置に必要な期間は、保守的に約 2 日間とする。
8） 措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。

53 条(1)-別紙 9-4-1[798]

別紙 9-5

水冷却池の水位の基準の設定[799]

使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故の拡大を防止するための措置が有効であることを確認するための「水冷却池の水位の基準」は、以下のとおり設定する。
① 放射線の遮蔽に必要な水位を確保すること。
② 使用済燃料頂部が冠水していること。
なお、放射線の遮蔽に必要な水位は使用済燃料頂部よりも高くなることから、放射線の遮蔽に必要な水位を水冷却池の水位の基準とする。具体的には、使用済燃料貯蔵設備における直接線及び散乱線によるガンマ線実効線量率の評価より、線量率が 20μSv/h 以下となる水位として、使用済燃料頂部
より上方 2m（グラウンドレベル基準：-5.75m）を設定する。第 1 図に水冷却池の概略図を示す。

サイフォンブレーク止弁
真空破壊槽

出口配管

真空ポンプ

浄化系戻り配管

冷却系入口配管*1：サイフォンブレーク止弁
作動設定値
GL-700mm*1
GL-約1000mm

GL-600mm
通常運転時水位：サイフォンブレーク孔

GL-2100mm
原子炉附属建物
水冷却池

GL-3700mm
集水管

使用済燃料頂部上方2m

冷却系・浄化系

燃料貯蔵ラック

GL-7350mm

GL-7750

GL-9100mm
集水管

GL-10900mm

GL-5750mm
水冷却池の水位の基準

使
用
済
燃
料
集
合
体

GL-9050mm
放水管

GL-10250mm
放水管

GL：グラウンドレベル

第 1 図 水冷却池の概略図

53 条(1)-別紙 9-5-1

[800]

添付 1
5.

設置許可申請書における記載

試験研究用等原子炉及びその附属施設の位置、構造及び設備

ロ．試験研究用等原子炉施設の一般構造（３）その他の主要な構造
原子炉施設は、（1）耐震構造、（2）耐津波構造に加え、以下の基本方針に基づき、「設置許可基準規則」に適合するように設計する。
ｍ．原子炉施設は、設計基準事故より発生頻度は低いが、敷地周辺の公衆に対して過度の放射線被ばく（実効線量の評価値が発生事故当たり 5mSv を超えるもの）を与えるおそれがある事故（以下「多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故」という。）について評価し、そのおそれがある場合には、事故の拡大を防止するために必要な措置を講じた設計とする。

53 条(1)-添付 1-1[801]

ヌ．その他試験研究用等原子炉の附属施設の構造及び設備（３）その他の主要な事項（ⅱ）多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材
原子炉施設は、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故が発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じたものとする。
「燃料体の損傷が想定される事故」においては、炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故について、炉心の著しい損傷を防止するための措置を講じるとともに、炉心の著しい損傷の可能性が生じる場合に、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
「使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」
においては、使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失する事故について、使用済燃料の損傷を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
また、上記の事故を上回る事象として、大規模な自然災害又は故意による大型航空
機の衝突その他のテロリズム等により、炉心の著しい損傷及び格納容器の破損 並びに大規模ナトリウム火災に至ることを仮想的に想定し、事業所外への放射性物質の放出抑制措置を講じることを基本方針とする。
原子炉施設には、プラント状態に応じて、措置に使用する資機材をあらかじめ整備する。以下の資機材は、「燃料体の損傷が想定される事故」及び「使用済燃料貯蔵設
備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」が発生し、措置が必要な場合にその機能を十分に発揮できるよう、信頼性を確保した設計とする。
a.「燃料体の損傷が想定される事故」に係る資機材
炉心の著しい損傷を防止するための措置、及び炉心の著しい損傷の可能性が生じる場合に、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置に用いる資機材を以下に示す。
制御棒及び制御棒駆動系
後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系
制御棒連続引抜き阻止インターロック
原子炉保護系（スクラム）（手動スクラムを含む。）
原子炉保護系（アイソレーション）
後備炉停止系用論理回路
原子炉冷却材バウンダリ
冷却材バウンダリ
原子炉容器リークジャケット
原子炉カバーガス等のバウンダリ（安全板を含む。）
格納容器バウンダリ
１次主冷却系サイフォンブレーク配管
１次補助冷却系サイフォンブレーク止弁
非常用冷却設備及び補助冷却設備
53 条(1)-添付 1-2[802]

安全容器（コンクリート遮へい体冷却系を含む。）
断熱材及びヒートシンク材
関連する核計装関連するプロセス計装
遅発中性子法燃料破損検出設備
仮設電源設備（燃料油運搬設備を含む。）
仮設計器
b.「使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」に係る資機材
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合に、使用済燃料の損傷を防止するための措置に用いる資機材を以下に示す。
可搬式ポンプ及びホース
水冷却浄化設備サイフォンブレーカー

53 条(1)-添付 1-3[803]

添付 2 設置許可申請書の添付書類における記載（安全設計）
添付書類八1. 安全設計の考え方
1.1 安全設計の方針
1.1.1 基本的方針
原子炉施設は、以下の基本的方針のもとに安全設計を行い、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」等の関係法令の要求を満足するとともに、「設置許可基準規則」に適合する設計とする。
（10）原子炉施設は、設計基準事故より発生頻度は低いが、敷地周辺の公衆に対して過度の放射線被ばく（実効線量の評価値が発生事故当たり 5mSv を超えるもの）を与えるおそれがある事故について評価し、そのおそれがある場合には、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じた設計とする。

53 条(1)-添付 2-1[804]

添付 3 設置許可申請書の添付書類における記載（適合性）
添付書類八
1. 安全設計の考え方
1.8 「設置許可基準規則」への適合
原子炉施設は、「設置許可基準規則」に適合するように設計する。各条文に対する適合のための設計方針は次のとおりである。

53 条(1)-添付 3-1[805]

（多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止）
第五十三条 試験研究用等原子炉施設は、発生頻度が設計基準事故より低い事故であって、当該施設から多量の放射性物質又は放射線を放出するおそれがあるものが発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じたものでなければならない。
適合のための設計方針
原子炉施設は、設計基準事故より発生頻度は低いが、敷地周辺の公衆に対して過度の放射線被ばく（実効線量の評価値が発生事故当たり 5mSv を超えるもの）を与えるおそれがある事故（燃料体の損傷が想定される事故、及び使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故等）について評価し、そのおそれがある場合には、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じた設計とする。
（１）燃料体の損傷が想定される事故
高速実験炉原子炉施設において、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故の拡大を防止するための措置のうち、炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故については、炉心の著しい損傷を防止するための措置（以下「炉心損傷防止措置」という。
）を講じるとともに、炉心の著しい損傷の可能性が生じる場合に、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置（以下「格納容器破損防止措置」という。
）を講じることを基本方針とする。
なお、高速実験炉原子炉施設は我が国初のナトリウム冷却高速中性子型炉であり、建設当時の安全評価技術に鑑み、立地評価における炉心溶融再臨界事故への対策として安全容器を設置しているため、高速実験炉原子炉施設の特徴を考慮して、安全容器の機能も踏まえた格納容器破損防止措置を講じる。選定した評価事故シーケンスを以下に示す。
（ⅰ）炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（ULOF）
ａ．外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
ｃ．１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（ⅱ）過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP）
ａ．出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故（ⅲ）除熱源喪失時原子炉停止機能喪失（ULOHS）
ａ．２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
ｃ．２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（ⅳ）原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
ａ．１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故
ｂ．１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損
53 条(1)-添付 3-2[806]

の重畳事故ｃ．１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）
破損の重畳事故（ⅴ）交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失（PLOHS）
ａ．２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故
ｂ．外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故（ⅵ）全交流動力電源喪失による強制循環冷却機能喪失（SBO)
ａ．全交流動力電源喪失（外部電源喪失及びディーゼル発電機起動失敗）事故（ⅶ）局所的燃料破損（LF）
ａ．冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故
炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故が発生した場合に、炉心損傷防止措置が有効であること及び炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合に、格納容器破損防止措置が有効であることを示すため、評価対象とする事故シーケンスを整理し、対応する評価項目を設定した上で、計算プログラム（以下「計算コード」という。）を用いた解析等を踏まえて、措置の有効性を評価する。
有効性を評価するための評価項目の設定を以下に示す。
（ⅰ）炉心損傷防止措置
炉心損傷防止措置に有効性があることを確認するため、以下の評価項目を設定する。
ａ．炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり、かつ、炉心を十分に冷却できるものであることを基本とし、具体的な評価項目として以下を設定する。
①

燃料最高温度が熱設計基準値（2,650℃）以下であること。

②

被覆管最高温度（肉厚中心）が熱設計基準値（840℃）以下であること。

③

冷却材最高温度が熱設計基準値（910℃）以下であること。

④

被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和が設計上の制限値（1.0）以下であること。

⑤

原子炉冷却材バウンダリの温度が制限温度（550℃）以下であること。

（ⅱ）格納容器破損防止措置
格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するため、以下の評価項目を設定する。
ａ．負の反応度フィードバックが卓越し、炉心の発熱と冷却とがバランスし静定する事象において、炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり、かつ、炉心を十分に冷却できるものであること。具体的な評価項目は、「炉心損傷防止措置の有効性を評価するための評価
項目」で設定した評価項目を適用する。
ｂ．炉心の著しい損傷に至った場合において、放射性物質等（溶融炉心物質を含む。）（以下「損傷炉心物質」という。
）を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

原子炉容器内で分散し再配置した損傷炉心物質を安定に保持・冷却できること。

②

原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。
53 条(1)-添付 3-3[807]

ｃ．燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。

②

格納容器（床上）へ噴出するナトリウムの燃焼等に対して、格納容器の健全性が維持できること。

③

放射性物質の総放出量は、環境への影響をできるだけ小さくとどめるものであること。

ｄ．ｂ.が達成できない事象においては、原子炉容器外に流出した損傷炉心物質等を安全容器内にて保持・冷却できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

安全容器内に流出した損傷炉心物質等を安定に保持・冷却できること。

②

安全容器バウンダリの健全性が維持できること。

ｅ．炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでにナトリウムの蒸発が生じ、原子炉冷却材バ
ウンダリが高圧になる場合には、主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウ
ンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の健全性が維持できること。

ｆ．炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでに蒸発した冷却材（ナトリウム）が格納容器（床下）に流出する場合において、格納容器の破損を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

格納容器（床下）に流出するナトリウムの熱的影響に対して、格納容器の健全性が維持できること。

②

放射性物質の総放出量は、環境への影響をできるだけ小さくとどめるものであること。

想定した事象に対して、炉心損傷防止措置を講じ、その有効性を評価することにより、（ⅰ）炉心損傷防止措置の評価項目を満足することを確認したことから、炉心の著しい損傷は防止される。また、格納容器破損防止措置を講じ、その有効性を評価することにより、（ⅱ）格納容器破損防止措置の評
価項目を満足することを確認したことから、格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物
質等の放出は防止される。
（２）使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故
使用済燃料の損傷が想定される事故については、「設置許可基準規則」第 53 条の解釈を踏まえて、
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失する事故を選定し、使用済燃料の損傷を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失する事故として、使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故及び使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故を選定し、可搬式ポンプ及びホースにより、水冷却池に水を供給すること並びに水冷却浄化設備サイフォンブレーカーにより、水冷却池からの水の漏えい量を抑制することを事故の拡大を防止するための措置とする。これらの事故にあっては、水冷却池の水位が基準（放射線の遮蔽及び使用済燃料頂部の冠水が維持される水位）となる値まで低下するのに十分な期間（約 59 日）があり、可搬式ポンプ及びホースにより、水冷却池に水を供給する措置（必要な期間：約 2 日）は有効である。また、これらの措置により、水冷却池の水位を基準以上に維持すること53 条(1)-添付 3-4[808]

で、使用済燃料等の臨界管理に係る寸法及び形状は保持される。さらに、仮に使用済燃料等が損傷した場合にあっても、水冷却池内の水により、環境への放射性物質の放出は低減される。

添付書類十の以下の項目参照
4.

多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故

53 条(1)-添付 3-5[809]

添付 4 設置許可申請書の添付書類における記載（設備等）
添付書類八3. 原子炉本体
3.1 概要
原子炉本体は、燃料集合体、反射体、遮へい集合体、制御棒、後備炉停止制御棒、炉心構造物及び原子炉容器等から構成する。原子炉容器の上部には回転プラグを、原子炉容器の外側には遮へいグラファイト及び生体遮へい体を放射線遮蔽体として設ける。原子炉垂直断面図及び原子炉水平断面図を第 3.1.1 図及び第 3.1.2 図に示す。

53 条(1)-添付 4-1[810]

第 3.1.1 図 原子炉垂直断面図

53 条(1)-添付 4-2[811]

原子炉水平断面図
第 3.1.2 図
53 条(1)-添付 4-3[812]

3.2 炉心
炉心は、ＭＫ－Ⅰ炉心からＭＫ－Ⅱ炉心へ変更された後、更に変更を加え、熱出力を 140MWとしたＭＫ－Ⅲ炉心に変更された。本申請書では、更に変更を加え、熱出力を 100MW とした
ＭＫ－Ⅳ炉心を対象とする。ＭＫ－Ⅳ炉心の構造等を以下に示す。
（１）構造
炉心は、六角形の燃料集合体及び反射体等を、第 3.2.1 図に示すように、蜂の巣状に配列した構造で、内側燃料領域、外側燃料領域、軸方向反射体領域、半径方向反射体領域、半径
方向遮へい集合体領域及び熱遮へいペレット領域から構成し、全体をほぼ円柱形状とする。
炉心燃料集合体は、内側燃料集合体及び外側燃料集合体から構成する。内側燃料領域は、
炉心第 0 列から炉心第 2 列に装荷される内側燃料集合体から構成する。外側燃料領域は、炉心第 3 列から炉心第 5 列に装荷される外側燃料集合体から構成する。また、内側燃料領域及び外側燃料領域の上下に熱遮へいペレット領域及び軸方向反射体領域を配置する。炉心燃料集合体の装荷個数は、照射燃料集合体及び照射用実験装置の核分裂性物質量の変化、装荷位
置及び個数の変化等に対して、必要な反応度を維持するように調整される。
また、炉心第 3 列には、制御棒 4 本が、炉心第 5 列には後備炉停止制御棒 2 本が配置される。制御棒及び後備炉停止制御棒の位置を第 3.2.1 図に示す。なお、制御棒は、通常運転時において、ほぼ等しい引き抜き位置にあるように、後備炉停止制御棒は、全引き抜き位置にあるように操作される。
半径方向反射体領域及び半径方向遮へい集合体領域は、燃料集合体装荷位置の外周 3 層及び最外周 2 層に配置される反射体及び遮へい集合体から構成する。
反射体は、炉心燃料集合体の周囲に配置され、半径方向反射体領域を構成し、炉心から漏えいする中性子を散乱反射し、炉心内の中性子束分布を平坦化するとともに、透過中性子量を低減する遮蔽体としての役割を有する。反射体は、炉心第 5 列から炉心第 6 列に装荷される内側反射体、炉心第 6 列から炉心第 8 列に装荷される外側反射体（Ａ）、及び原子力材料の照射を目的として装荷される材料照射用反射体から構成する。
遮へい集合体は、反射体の外側に配置され、炉心から漏えいする中性子を吸収し、透過中性子量を低減する遮蔽体としての役割を有する。遮へい集合体は、炉心第 9 列から炉心第 10列に装荷される。
また、炉心第 7 列には、中性子源 1 体が配置され、原子炉の起動時に、炉心に中性子を供給する役割を有する。
また、照射燃料集合体、材料照射用反射体及び照射用実験装置は、それらの装荷により炉心の核熱特性に過大な影響を与えないように、装荷位置及び装荷個数を決定する。なお、照射燃料集合体は燃料集合体装荷位置に、材料照射用反射体及び照射用実験装置は、試験の目的に応じて、燃料集合体装荷位置、反射体装荷位置及び遮へい集合体装荷位置に配置される。
炉心は、予想される全ての運転範囲において、原子炉出力の過渡的変化に対し、燃料集合体の損傷を防止又は緩和するため、燃料温度係数、冷却材温度係数及びナトリウムボイド反応度等を総合した反応度フィードバックが急速な固有の出力抑制効果を有するとともに、出力振動が発生した場合にあっても、燃料の許容設計限界を超える状態に至らないように十分な減衰特性を持ち、又は出力振動を制御し得るように設計する。また、燃料集合体、反射体
53 条(1)-添付 4-4[813]

及び遮へい集合体並びに炉心構造物等は、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、原子炉を安全に停止し、かつ、停止後に炉心の冷却機能を維持できるように設計する。炉心の主要寸法を以下に示す。
炉心燃料領域高さ 約 50cm
炉心燃料領域等価直径（最大） 約 78cm
軸方向反射体領域等価厚さ 上部 約 30cm
下部 約 38cm
半径方向反射体領域等価厚さ（最小） 約 24cm
半径方向遮へい集合体領域等価厚さ 約 13cm
炉心構成要素ピッチ 約 81.5mm（２）燃料集合体の最大挿入量
燃料集合体の最大個数、炉心燃料領域核分裂性物質量（最大）及び熱遮へいペレット領域
核分裂性物質量（最大）を以下に示す。なお、照射燃料集合体は、炉心燃料領域に装荷するものとする。燃料集合体の種類毎の最大個数を第 3.2.1 表に示す。
燃料集合体の最大個数 79 体
炉心燃料集合体の最大個数

79 体

照射燃料集合体の最大個数

4体

炉心燃料領域核分裂性物質量（最大）239

Pu＋241Pu 約 150kg

235

Ｕ 約 100kg

熱遮へいペレット領域核分裂性物質量（最大）
天然ウラン 約 1kg
劣化ウラン 約 50kg
照射燃料集合体の 1 体当たりの核分裂性物質量は、炉心燃料集合体のそれを超えないものとする。また、Ｂ型、Ｃ型及びＤ型照射燃料集合体のそれぞれの 1 体当たりの核分裂性物質
量は、Ａ型照射燃料集合体のそれの最大を超えないものとする。なお、照射用実験装置を半
径方向反射体領域、半径方向遮へい集合体領域に装荷した場合にあっては、炉心燃料領域及び熱遮へいペレット領域の核分裂性物質量に、半径方向反射体領域及び半径方向遮へい集合
体領域の核分裂性物質量を加えても、核分裂性物質の全挿入量を超えないものとする。
また、材料照射用反射体は、炉心燃料領域又は反射体領域に装荷され、原子力材料（ステンレス鋼又は制御棒用材料等）の照射試験に用いられる。炉心燃料領域に装荷する材料照射
用反射体は最大 1 体とする。ラッパ管内には、原子力材料の照射用試験片が収納される。
なお、炉心燃料領域に計測線付実験装置を装荷する場合は、材料照射用反射体との合計を最大 1 体とする。制御棒用材料を照射する材料照射用反射体の装荷は反射体領域に限る。反射体領域に装荷する材料照射用反射体及び照射用実験装置（本体設備）は、炉心の 6 方向の各領域で最大 1 体までとする。また、反射体領域に装荷する照射用実験装置（本体設備）の周囲に設置する照射用実験装置（スペクトル調整設備）は最大 6 体とする。
53 条(1)-添付 4-5[814]なお、照射燃料集合体、材料照射用反射体及び照射用実験装置は、制御棒及び後備炉停止
制御棒の隣接位置に装荷しないものとする。
照射燃料集合体及び炉心燃料領域に装荷する材料照射用反射体の装荷範囲を第 3.2.2 図に示す。
反射体領域に装荷する材料照射用反射体及び照射用実験装置の装荷範囲を第 3.2.3 図に示す。

53 条(1)-添付 4-6[815]

53 条(1)-添付 4-7

[816]

4体
1体
4体
4体
1体

先行試験用要素または基礎試験用要素装填時を除く
試験用要素装填時

Ｃ型照射燃料集合体

Ｄ型照射燃料集合体

試験用要素装填時

備考

Ｂ型照射燃料集合体の先行試験用要素または基礎試験用要素装填時を除く場合との合計

Ｄ型照射燃料集合体の試験用要素装填時との合計

照射用実験装置を炉心燃料領域に装荷する場合にあっては、照射用実験装置との合計

燃料集合体の種類毎の最大個数※ 試験用要素は、照射燃料集合体の燃料要素のうち、Ⅲ型特殊燃料要素、Ⅳ型特殊燃料要素、Ａ型用炉心燃料要素及び限界照射試験用補助要素を除く燃料要素である。

2体

試験用要素装填時

4体

Ｂ型照射燃料集合体

Ａ型照射燃料集合体

4体

60体

照射燃料集合体

19体

79体

最大個数

外側燃料集合体

燃料集合体

内側燃料集合体

炉心燃料集合体

第3.2.1表

第 3.2.1 図 標準平衡炉心構成図

53 条(1)-添付 4-8[817]

第 3.2.2 図 照射燃料集合体及び材料照射用反射体（炉心燃料領域）の装荷範囲

53 条(1)-添付 4-9[818]

第 3.2.3 図 反射体領域の材料照射用反射体及び照射用実験装置の装荷範囲
53 条(1)-添付 4-10
[819]

3.3 炉心構成「常陽」は、高速炉開発に係る燃料や材料の照射試験を運転目的の一つとしており、炉心は、
炉心燃料集合体だけでなく、照射試料を有する照射燃料集合体等を含む。また、照射燃料集合体
等は、試験目的に応じて装荷位置を変更する。
炉心構成は、運転サイクルにより変動する。一方、設置変更許可段階の炉心設計に当たっては、
運転上の制限又は条件の範囲を定めるため、設計用の代表的な炉心構成の設定を必要とする。設
置変更許可段階における炉心の設計にあたっては、燃料交換による反応度変化及び取り出した炉
心燃料集合体の平均燃焼度がほぼ平衡に達した炉心（以下「標準平衡炉心」という。）を設定する（炉心構成：第 3.2.1 図参照）。
標準平衡炉心は、運転上の制限又は条件の範囲を定めるため、照射燃料集合体、材料照射用反射体及び照射用実験装置の装荷パターンが、装荷パターンが異なる他の炉心の核熱特性を代表するものとして選定したものであり、Ｃ型照射燃料集合体 1 体を炉心第 3 列に、Ｂ型照射燃料集合体 2 体をそれぞれ 1 体ずつ炉心第 1 列と炉心第 3 列に、材料照射用反射体 1 体を炉心第 1 列に装荷したものとしている。標準平衡炉心の構成要素の内訳を第 3.3.1 表に示す。
炉心燃料集合体の交換計画は、炉心燃料集合体について、一様かつ高い燃焼度が得られるように、また、出力分布の変動が小さくなるように策定する。原子炉の運転サイクルは、約 60 日間の定格出力運転期間及び約 19 日間の休止期間（出力上昇及び出力降下期間を含む。
）を合計した約
2.5 ヶ月／サイクルを標準とし、出力分布に応じて 5～9 バッチの分散方式で、炉心燃料集合体を交換する。1 サイクルあたりに取り出す炉心燃料集合体の個数は、平均約 10 体となる。また、取り出した炉心燃料集合体の燃焼度は、燃料集合体最高燃焼度を 80,000MWd/t、燃料要素最高燃焼度
を 90,000MWd/t とし、平均で約 60,000MWd/t となる。なお、標準平衡炉心は、設置変更許可段階の設計用炉心構成であり、全て新燃料の状態を仮想し、平衡に至るまで炉心燃料集合体を交換したものである。
実炉心におけるＭＫ－Ⅳ炉心への移行は、燃料仕様がＭＫ－Ⅲ炉心と同じであり、継続使用することを踏まえ、一部内側燃料集合体の脱荷、一部外側燃料集合体の内側反射体への交換等により達成する。すでに燃焼が進んでいることから、ＭＫ－Ⅳ炉心は、平衡炉心組成に近い状態から開始することとなる。
設置変更許可段階の炉心設計にあっては、標準平衡炉心を用いて、以下の運転上の制限又は条件の範囲を定める。
・ 過剰反応度・ 反応度制御能力（主炉停止系）／反応度停止余裕（主炉停止系）
・ 最大反応度添加率（主炉停止系）
・ 反応度制御能力（後備炉停止系）／反応度停止余裕（後備炉停止系）
・ 反応度係数（ドップラ係数、燃料温度係数、構造材温度係数、冷却材温度係数、炉心支持板温度係数、ナトリウムボイド係数）
これらの運転上の制限又は条件は、不確かさ・余裕を考慮して評価した核特性範囲の上限値又は下限値等を使用するものとし、設置変更許可段階では、当該上下限値を保守的に組み合わせた条件で安全評価を実施し、運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故時においても、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能す
53 条(1)-添付 4-11
[820]

ることにより、燃料の許容設計限界（熱設計基準値）を超えないことを確認することで、炉心構成が運転サイクルで変動する場合にあっても、以下に示す後段規制において、運転上の制限又は条件の範囲内にあることを確認することで、炉心の安全性を担保することができるものとしている。
照射燃料集合体、材料照射用反射体及び照射用実験装置は、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」の第 27 条に基づく設計及び工事の計画において、照射試験の目的に応じた装荷位置を決定し、その装荷パターンに応じた原子炉施設の炉心構成における燃料集合体の装荷個数、過剰反応度、反応度制御能力、反応度添加率及び反応度停止余裕を運転上の制限又は条件の範囲内になるように設計する。
当該照射燃料集合体等の装荷による核熱特性への影響は、設置変更許可段階での評価結果に包絡されるため、運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故時においても、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、燃料の許容設計限界（熱設計基準値）を超えない。
運転における炉心は、炉心構成、核的制限値、熱的制限値、炉心特性の範囲において構成する。
なお、核的制限値は、燃料集合体の装荷個数、過剰反応度、反応度制御能力及び反応度添加率に対する制限値である。炉心構成の運用の手続きについては、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」の第 37 条に基づく原子炉施設保安規定に定める。
運転段階においても、原子炉施設保安規定に基づき、サイクル運転に先立ち、炉心構成の制限
事項（個数、熱的制限値、核的制限値）の遵守や核特性への影響が所定の範囲内であることを評
価・確認するため、運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故時においても、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能すること
により、燃料の許容設計限界（熱設計基準値）を超えない。

第 3.3.1 表

標準平衡炉心の構成要素の内訳

炉心構成要素装荷数（体）

炉心燃料集合体

内側 17
外側 58

照射燃料集合体

3

制御棒

4

後備炉停止制御棒

2

反射体

131

材料照射用反射体

1

遮へい集合体

96

中性子源

1

53 条(1)-添付 4-12[821]

3.4 核設計
3.4.1 設計方針（核設計基準）
核設計基準を以下に示す。炉心は、核設計基準を満足するように設計する。なお、核設計計
算手法及び炉定数は、核的モックアップ実験及びＭＫ－Ⅱ炉心やＭＫ－Ⅲ炉心の性能試験の解析により、それらの精度を確認し、公称値及び不確かさ幅の信頼度を高めるものとし、また、核設計にあたっては、炉心が、照射用炉心として十分な機能を発揮できることに留意する。
（１）制御棒は、反応度価値の最も大きな制御棒 1 本が全引き抜き位置のまま挿入できない場合（以下「ワンロッドスタック時」という。
）にあっても、原子炉を未臨界に移行することができ、100℃の体系において、未臨界を維持できること。
（２）後備炉停止制御棒は、原子炉を未臨界に移行することができ、350℃の体系において、未臨界を維持できること。
（３）炉心は、予想される全ての運転範囲において、燃料温度係数、冷却材温度係数及びナトリウムボイド反応度等を総合した反応度フィードバックが負であること。
3.4.2 計算方法
核設計計算には、多群中性子拡散理論及び多群中性子輸送理論を用いるものとし、3 次元モデルを使用する。なお、モデルに使用する炉心寸法及び組成は定格出力時のものを基準とする。
3 次元モデルは、Tri-Z モデル及び XYZ モデルの 2 種類とし、主要な核設計計算に使用する。
XYZ モデルは、制御棒及び後備炉停止制御棒の反応度価値計算に使用する。モデルの一例として、標準平衡炉心の軸方向計算体系を第 3.4.1 図に示す。なお、炉心最外周には遮へい集合体を設置しており、炉内燃料貯蔵ラックに装荷した燃料集合体の影響は排除可能である。また、
核設計計算で使用する主な計算コードを第 3.4.1 表に示す。
炉定数は、JFS-3-J3.2R セット(1)を使用する。エネルギー群数は 70 群を基本とするが、制御棒及び後備炉停止制御棒の反応度価値計算では、7 群縮約定数を使用する。なお、当該解析手法は、公開コードを用いて、原子力機構が高速炉の標準的な解析手法として確立したものである。
核設計で用いる計算方法及び炉定数については、ＭＫ－Ⅱ炉心やＭＫ－Ⅲ炉心の性能試験等で得られた実験値と計算値を比較することで、その信頼性を確認する。検証結果を以下に示す(2),(3),(4)。

・ 実効増倍率については、ＭＫ－Ⅲ炉心の性能試験における実験値が 1.0308、計算値
が 1.0276 となった。過剰反応度の評価において、標準平衡炉心（平衡組成）作成時の過剰反応度の計算値を、ＭＫ－Ⅲ性能試験に対する計算値と実験値の差を用いて補正（標準平衡炉心の臨界性の判断に使用）している。
・ 制御棒反応度価値については、ＭＫ－Ⅲ炉心の性能試験における実験値の計算値に対する比は 1.04 となった。制御棒反応度価値の補正係数の一つとして、ＭＫ－Ⅲ性能試験に対する計算値と実験値の比を使用している。
・ 等温温度係数（ドップラ反応度及び熱膨張反応度）については、ＭＫ－Ⅲ炉心の性能試験における実験値の計算値に対する比は 1.04 となった。反応度係数の不確かさ
53 条(1)-添付 4-13[822]

の設定において、ＭＫ－Ⅲ性能試験に対する計算値と実験値の比を使用している。
・ 出力分布については、ＭＫ－Ⅱ炉心の性能試験における核種毎の核分裂率分布解析を行った結果、計算値は実験誤差内で一致した。
なお、各種の核的特性値については、実験値と計算値の比、及び実験値の実験誤差、外挿誤
差、制御棒及び後備炉停止制御棒の配置の非対称性に係る計算誤差等の不確かさを考慮して、最大値及び最小値を設定し、安全側の評価となる値を用いる。
3.4.3 最大過剰反応度及び反応度停止余裕（１）最大過剰反応度
最大過剰反応度は、サイクル運転（60 日）末期に過剰反応度が零となることを想定し、燃焼補償用反応度、温度補償用及び出力補償用反応度並びに運転余裕用を積み上げて設定する。
定格出力時における最大過剰反応度は 0.020Δk/k となる。当該反応度は、燃焼による反応度低下を補償し、これに運転余裕を見込んだものである。
また、100℃の体系から定格出力時の体系における温度及び出力による反応度低下を補償するために必要な過剰反応度は、計算上の余裕を含めて最大 0.015Δk/k となる。
上記より、100℃の体系における最大過剰反応度は、0.035Δk/k 以下となる。標準平衡
炉心の過剰反応度の内訳を第 3.4.2 表に示す。
（２）反応度停止余裕
制御棒は、ワンロッドスタック時にあっても、原子炉を未臨界に移行することができ、100℃の体系において、未臨界を維持できるものとする。後備炉停止制御棒は、原子炉を未臨界に移行することができ、350℃の体系において、未臨界を維持できるものとする。
なお、反応度停止余裕の評価に当たっては、保守的な制御棒及び後備炉停止制御棒の挿入パターンで評価するとともに、反応度価値に補正係数を乗じることで、制御棒及び後備炉停止制御棒の反応度価値の計算の不確かさ、制御棒及び後備炉停止制御棒の中性子吸収材の燃焼、炉心構成の変動等を考慮するものとする。
上述の評価により、制御棒 4 本挿入時の反応度価値は 0.070Δk/k 以上となる。また、反応度停止余裕は 0.015Δk/k 以上（ワンロッドスタック時）となる。また、後備炉停止
制御棒 2 本挿入時の反応度価値は 0.014Δk/k 以上となり、350℃の体系における反応度
停止余裕は 0.008Δk/k 以上となる。
（３）制御棒ストローク曲線
制御棒ストローク曲線を第 3.4.2 図に示す。制御棒ストローク曲線に対する炉心構成の変動及び炉心の燃焼等の影響は小さく、制御棒による最大反応度添加率は約 0.00016
Δk/k/s である。
なお、最大反応度添加率の評価に当たっては、保守的な制御棒及び後備炉停止制御棒の挿入パターンで評価するとともに、反応度価値に補正係数を乗じることで、制御棒の反応度価値の計算の不確かさ、制御棒の中性子吸収材の燃焼、炉心構成の変動等を考慮する。また、燃焼に伴い制御棒の反応度価値の絶対値及び最大変化率は減少し、最大反53 条(1)-添付 4-14[823]

応度添加率は、未燃焼時に最大となる。

3.4.4 反応度係数
反応度係数は、標準平衡炉心における計算値に対して、炉心構成や燃料初期組成、燃焼の影
響や実測値に基づく不確かさ等を考慮し、炉心支持板温度係数については±20%、それ以外については±30%の範囲を制限値として設定する。計算結果を以下に示す。
（１）ドップラ係数
通常運転時及び１次冷却材全喪失時における標準平衡炉心のドップラ係数を第 3.4.3
表に示す。第 3.4.3 表に示すように、ドップラ係数は負となる。
（２）温度係数（ドップラ効果を除く。
）
温度係数は、燃料温度係数、構造材温度係数、冷却材温度係数及び炉心支持板温度係数から構成する。標準平衡炉心の温度係数を第 3.4.4 表に示す。これらの温度係数は、
燃料ペレット、構造材（被覆管を含む。）、冷却材及び炉心支持板の膨張に起因するものであり、全て負となる。
（３）ナトリウムボイド反応度
ナトリウムボイド反応度は、原子炉容器内の全ての場所において負である。標準平衡
炉心の１次冷却材全喪失時の反応度の変化（ナトリウムボイド反応度）は－0.019Δk/kとなる。運転上の制限又は条件の範囲は、-（1.3～2.5）×10-2Δk/k とする。
3.4.5 炉心燃料集合体の交換計画
炉心燃料集合体の交換計画は、炉心燃料集合体について、一様かつ高い燃焼度が得られるよ
うに、また、出力分布の変動が小さくなるように策定する。
原子炉の運転サイクルは、約 60 日間の定格出力運転期間及び約 19 日間の休止期間（出力上昇及び出力降下期間を含む。
）を合計した約 2.5 ヶ月／サイクルを標準とし、出力分布に応じて 5～9 バッチの分散方式で、炉心燃料集合体を交換する。1 サイクルあたりに取り出す炉心燃料集合体の個数は、平均約 10 体となる。また、取り出した炉心燃料集合体の燃焼度は、燃料集合 体 最 高 燃 焼 度 を 80,000MWd/t 、 燃 料 要 素 最 高 燃 焼 度 を 90,000MWd/t と し 、 平 均 で 約60,000MWd/t となる。
3.4.6 出力分布及び最大中性子束
標準平衡炉心の出力分布及び炉内最大中性子束を第 3.4.5 表に示す。
出力分布には、制御棒の挿入により歪みが生じるため、その評価に当たっては、制御棒の挿入量を考慮する必要がある。通常運転時における制御棒の挿入量は、そのストロークの 5/13 以
下であるため、出力ピーキング係数は、制御棒の挿入量を、そのストロークの 5/13 として評価したものである。
出力ピーキング係数は、径方向出力ピーキング係数、軸方向出力ピーキング係数及び局所出力ピーキング係数に分類し、径方向出力ピーキング係数を燃料集合体当たりの最大出力と平均出力との比、軸方向出力ピーキング係数を燃料要素の軸方向最大出力密度と平均出力密度との53 条(1)-添付 4-15[824]

比、局所出力ピーキング係数を燃料要素当たりの最大出力と平均出力との比と定義する。
3.4.7 核特性主要目
炉心燃料領域高さ 約 50cm
炉心燃料領域等価直径（最大） 約 78cm
軸方向反射体領域等価厚さ

上部 約 30cm
下部 約 38cm

半径方向反射体領域等価厚さ（最小） 約 24cm
半径方向遮へい集合体領域等価厚さ 約 13cm
炉心構成要素ピッチ 約 81.5mm
燃料集合体の最大個数 79 体
炉心燃料領域核分裂性物質量（最大）239

Pu＋241Pu 約 150kg

235

Ｕ 約 100kg

プルトニウム含有率〔Pu／（Pu＋241Am＋U）〕 32wt％以下
核分裂性プルトニウム富化度〔（239Pu＋241Pu）／（Pu＋241Am＋U）〕
内側燃料集合体 約 16wt％
外側燃料集合体 約 21wt％
プルトニウム同位体組成比

原子炉級

ウラン濃縮度 約 18wt％
炉心燃料領域組成比（断面積比）
燃料ペレット 約 37％
構造材（被覆管を含む。
） 約 23％
冷却材 約 37％
ボイド 約 3％
炉心燃料集合体の燃料要素最高燃焼度 90,000MWd／t
定格出力時の最大の過剰反応度 約 0.020Δk/k
制御棒 4 本の反応度価値 0.070Δk/k 以上
後備炉停止制御棒 2 本の反応度価値 0.014Δk/k 以上
反応度係数
ドップラ係数 -（1.3～3.3）×10-3Tdk/dT
温度係数（ドップラ効果を除く。）
燃料温度係数 -（2.2～4.2）×10-6Δk/k/℃
構造材温度係数 -（0.8～1.7）×10-6Δk/k/℃
冷却材温度係数 -（6.6～12.5）×10-6Δk/k/℃
炉心支持板温度係数 -（1.1～1.7）×10-5Δk/k/℃
ナトリウムボイド反応度 -（1.3～2.5）×10-2Δk/k
燃焼に伴う反応度変化 -（1.8～2.3）×10-4Δk/k/d
炉心燃料集合体の交換方法

5～9 バッチ分散方式
53 条(1)-添付 4-16[825]

実効遅発中性子割合 （0.38～0.48）×10-2
即発中性子寿命 （2.8～4.3）×10-7s
3.4.8 参考文献
（1）千葉豪他、「JENDL-3.2 に基づく高速炉用炉定数 JFS-3-J3.2R の作成」、JNC TN9400 2001124（2002）（2）S. Maeda, et al., “Verification of JUPITER Standard Analysis Method for
Upgrading Joyo MK-III Core Design and Management”, Journal of Power and Energy
Systems, Vol.6, No.2（2012）（3）前田茂貴他、「「常陽」MK-Ⅲ性能試験炉心の過剰反応度解析」、JNC TN9400 2003-083（2003）（4）千葉豪他、「高速実験炉「常陽」MK-Ⅲ性能試験 - 制御棒校正（NT-321）-」、JNC TN9400
2004-057（2004）（5）S. Ono, et al., “CASUP : Cell Calculation Code for Fast Reactor Analysis”,
Technol. Rep. Osaka Univ. 33, 1708, 207（1983）（6）M. Nakagawa, et al., “SLAROM: A Code for Cell Homogenization Calculation of
Fast Reactor”, JAERI 1294（1984）（7）中川正幸他、「高速炉の核特性解析コードシステム」、JAERI-M 83-066（1983）（8）T. B. Fowler, et al., “Nuclear Reactor Analysis Code: CITATION”, ORNL-TM2496 Rev. 2（1971）（9）飯島進他、「高速炉設計用計算プログラム（2 次元・3 次元拡散摂動理論計算コード：
PERKY）」、JAERI-M 6993（1977）（10）M. Bando, et al., “Three-Dimensional Transport Calculation Method for
Eigenvalue Problems Using Diffusion Synthetic Acceleration”, Journal of Nuclear
Science and Technology 22（1985）53 条(1)-添付 4-17
[826]

第 3.4.1 表 核設計用主要計算コード
計算コード
ＣＡＳＵＰ(5)ＳＬＡＲＯＭ内容

用途

1 次元格子計算

実効断面積作成

均質格子計算

実効断面積作成

インターフェース

断面積縮約

拡散及び燃焼計算

一般核特性

拡散摂動計算

反応度係数

輸送計算

輸送補正

(6)

ＪＯＩＮＴ(7)
ＣＩＴＡＴＩＯＮ(8)ＰＥＲＫＹ(9)ＴＲＩＴＡＣ(10)

第 3.4.2 表 標準平衡炉心の過剰反応度の内訳（単位：Δk/k）
主炉停止系

後備炉停止系

0.020

-

燃焼補償用

0.014

-

運転余裕用

0.006

-

0.01490.0053100℃～250℃

0.0057-250℃～350℃

0.0039-350℃～定格

0.00530.0053

0.035

0.006

(0.0349)(0.0053)

反応度制御能力

0.050

0.014

反応度停止余裕

0.015

0.008

反応度バランス
定格出力時の最大の過剰反応度
内訳

温度補償用及び出力補償用

内訳

所要反応度の合計

第 3.4.3 表 標準平衡炉心のドップラ係数（単位：Tdk/dT）
ドップラ係数
通常運転時-2.4×10-3

１次冷却材全喪失時-2.0×10-3

運転上の制限又は条件の範囲-（1.3～3.3）×10-3

53 条(1)-添付 4-18
[827]

第 3.4.4 表 標準平衡炉心の温度係数（単位：Δk/k/℃）
温度係数

運転上の制限又は条件の範囲

燃料温度係数-3.2×10-6-（2.2～4.2）×10-6

構造材温度係数-1.3×10-6-（0.8～1.7）×10-6

冷却材温度係数-9.6×10-6-（6.6～12.5）×10-6

炉心支持板温度係数-14.2×10-6-（1.1～1.7）×10-5

第 3.4.5 表 出力分布及び炉内最大中性子束
標準平衡炉心出力分担（MW）

出力分布

炉心燃料集合体

95.7

照射燃料集合体

1.1

その他

3.2

(反射体、制御棒等)
出力ピーキング係数

1.63

径方向

1.33

軸方向

1.17

局所

1.04

2

炉内最大中性子束(n／cm ／s)
0.1MeV 以上

2.9×1015

全中性子束

4.2×1015

53 条(1)-添付 4-19
[828]

0.0

制
御
棒
上
部

制後
御備
棒炉
上停
部止

材
料
照
上射
部用
反
射
体

制
御
棒
吸
収
体

制
御後
棒備
吸炉
収停
体止

材
料
中照
央射
部用
反
射
体

制
御
棒
ア
ダ
プ
タ

制
御後
棒備
ア炉
ダ停
プ止
タ

制
御
棒
引
抜
部

制後
御備
棒炉
引停
抜止
部

ハンドリングヘッド
5.0
22.0

ガスプレナム

63.0
69.2
71.7
87.0

上部反射体ﾍﾟﾚｯﾄ

93.0
94.2

インシュレータ
内
側
炉
心
燃
料

144.8
146.0
148.2
148.5
167.3

外
側
炉
心
燃
料

Ｂ
型
照
射
燃
料

Ｃ
型
照
射
燃
料

ハンドリングヘッド

内
側
反
射
体
上
部

外
側
反
射
体
上
部

内
側
反
射
体
中
央
部

外
側
反
射
体
中
央
部

内
側
反
射
体
下
部

外
側
反
射
体
下
部

ガ
ス
プ
レ
ナ
ム

遮
へ
い
体

マ
ト
リ
ッ
ク
ス
外
側

インシュレータ
下部反射体ﾍﾟﾚｯﾄ
下部空間部

167.5
169.8
下部反射体

材
料
照
下射
部用
反
射
体

202.5
エントランスノズル

エントランスノズル

Z(cm) 208.5
第 3.4.1 図 標準平衡炉心軸方向計算体系

53 条(1)-添付 4-20
[829]

1.0

0.9

制御棒反応度価値（相対値）

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1
炉心下端

炉心上端

0.0
0

10

20

30

40

50

60

制御棒挿入深度 [cm]

第 3.4.2 図 制御棒ストローク曲線

53 条(1)-添付 4-21[830]

3.5 熱設計
3.5.1 設計方針
（１）炉心燃料集合体
炉心燃料集合体の熱設計は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料ペレットが溶融温度に達することなく、被覆管が機械的に破損せず、かつ、冷却材が沸騰しないよう、以下の方針に基づいて行う。
（ⅰ）炉心燃料集合体が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷却系統、原子炉停
止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、燃料の許容設計限界（以下「熱設計基準値」という。
）を超えないよう、かつ、その被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和（設計疲労寿命に対する累積
疲労サイクルの比）を加えた累積損傷和が設計上の制限値である 1.0 を超えないよう、
定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
（ⅱ）設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用すること。
（ⅲ）公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
（２）照射燃料集合体
照射燃料集合体の熱設計は、炉心燃料集合体の設計方針に基づいて行う。ただし、試験用要素を装填した照射燃料集合体は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、試験用要素が計画された範囲内でその健全性を喪失しても、他の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、それぞれの燃料要素について以下の方針に基づいて熱設計を行う。
（ⅰ）Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素
Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素の熱設計は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料ペレットが溶融温度に達することなく、被覆管が機械的に破損せず、かつ、冷却材が沸騰しないよう、以下の方針に基づいて行う。
ａ．特殊燃料要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、熱設計基準値を超えないよう、かつ、その被覆管のクリー
プ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和が設計上の制限値である 1.0
を超えないよう、定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
ｂ．設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用すること。
ｃ．公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
（ⅱ）Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素
Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、被覆管の開孔による炉心への影響を最小限に抑えられるよう、以下の方針に基づいて設計を行う。
53 条(1)-添付 4-22
[831]

ａ．試験用要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、燃料最高温度が溶融温度に達することなく、かつ、被覆管が計画された範囲内でその健全性を喪失しても、試験用要素以外の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
ｂ．設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用すること。
ｃ．公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
（ⅲ）先行試験用要素
先行試験用要素は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料部の溶融による炉心への影響を最小限に抑えられるよう、以下の方針に基づいて設計を行う。
ａ．試験用要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、酸化物燃料の燃料部が溶融しても、試験用要素以外の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、定格出力時における燃料部、被覆管及び内壁構造容器の熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
（ⅳ）基礎試験用要素
基礎試験用要素は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、被覆管の開孔による炉心への影響を最小限に抑えられるよう、以下の方針に基づいて設計を行う。
ａ．試験用要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、被覆管が開孔しても、試験用要素以外の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、定格出力時における燃料部、被覆管及び密封構造容器の熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
（ⅴ）Ａ型用炉心燃料要素
Ａ型用炉心燃料要素の熱設計は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料ペレットが溶融温度に達することなく、被覆管が機械的に破損せず、かつ、
冷却材が沸騰しないように、以下の方針に基づいて行う。
ａ．Ａ型用炉心燃料要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷却系
統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、熱設計基準値を超えないよう、かつ、その被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和が設計上の制限値である 1.0 を超えないよう、定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
ｂ．設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用すること。
53 条(1)-添付 4-23[832]

ｃ．公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
（ⅵ）限界照射試験用補助要素
限界照射試験用補助要素は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、
燃料ペレットが溶融温度に達することなく、被覆管が機械的に破損せず、かつ、冷却材が沸騰しないよう、以下の方針に基づいて設計を行う。
ａ．試験用補助要素が、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、熱設計基準値を超えないよう、かつ、その被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和が設計上の制限値である
1.0 を超えないよう、定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
ｂ．設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用すること。
ｃ．公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
照射燃料集合体では、試験目的に応じて、燃料材や被覆材の種類、寸法や燃料材物性を組み合わせ、所定の照射試験条件を実現する。そのため、設置変更許可申請の段階にあっては、想定される照射試験を踏まえ、燃料要素の仕様を一定の範囲に限定する。
熱設計基準値及び熱的制限値にあっては、当該仕様の組合せを考慮し、燃料最高温度
又は燃料最大溶融割合（径方向断面における溶融割合の最大）、被覆管最高温度（肉厚中心）及び冷却材最高温度について、熱設計基準値及び熱的制限値を定める。なお、熱設計基準値及び熱的制限値は、最大値として設定したものであり、「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」の第 27 条に基づく設計及び工事の計画の認可申請の段階にあっては、確定した燃料要素の仕様を用いて、個別に熱設計基準値及び熱的制限
値を設定するため、当該値は、設置変更許可申請の段階で定めた熱設計基準値及び熱的制限値を下回る場合がある。
熱設計に使用する設計計算手法及び物性定数についても、設置変更許可申請の段階で、代表的なものを定め、設計及び工事の計画の認可申請の段階において、確定した燃料要素の仕様を用いて個別に定めるものとする。
また、熱設計に使用する工学的安全係数にあっては、燃料の仕様に依存しない原子炉
熱出力の測定誤差等による工学的安全係数を、設置変更許可申請の段階で定め、燃料の仕様に依存するものについては、設計及び工事の計画の認可申請の段階において、確定した燃料要素の仕様を用いて個別に定める。
（３）照射用実験装置（本体設備）
照射用実験装置（本体設備）の熱設計は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、照射物が溶融温度に達することなく、照射試料キャプセルが機械的に破損せず、かつ、冷却材が沸騰しないよう、照射燃料集合体の設計方針に基づいて行う。ただし、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、他の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、以下の方針に基づいて行う。
53 条(1)-添付 4-24
[833]

（ⅰ）照射用実験装置が、原子炉内における使用期間中、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に原子炉の運転に支障が生ずる場合において、原子炉冷
却系統、原子炉停止系統、反応度制御系統、計測制御系統及び安全保護回路の機能と併せて機能することにより、熱設計基準値を超えないよう、定格出力時における熱的制限値を設定し、これを満たすこと。
（ⅱ）公称値並びに工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
3.5.2 熱設計基準値及び熱的制限値
3.5.2.1 熱設計基準値（１）炉心燃料集合体（ⅰ）燃料ペレットの最高温度（以下「燃料最高温度」という。ただし、照射燃料集合体にあっては燃料部の最高温度をいう。
）は、2,650℃とする。なお、この温度は運転時の異常な過渡変化時に燃料ペレットの溶融に起因して被覆管が破損することを防止するため、適切な安全余裕を考慮して定めるものである。
（ⅱ）被覆管最高温度（肉厚中心）は、840℃とする。なお、この温度は被覆管が運転時の異常な過渡変化時に急速な温度上昇により破損することを防止するため、照射済燃料
要素の被覆管の炉外急速加熱試験データを基に、適切な安全余裕を考慮して定めるものである。
（ⅲ）冷却材最高温度は、910℃とする。なお、この温度は、運転時の異常な過渡変化時に冷却材が沸騰することにより被覆管表面の熱伝達特性が変化して、被覆管が過度の温度上昇により破損することを防止するため、冷却材が沸騰しない値として定めるものである。
（２）照射燃料集合体
照射燃料集合体に装填する燃料要素は、その仕様範囲も考慮し、最高温度となる熱設計基準値を定める。「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」の第 27条に基づく設計及び工事の計画の認可申請の段階にあっては、製作する燃料要素の仕様を踏まえ、最新知見も考慮して個別に熱設計基準値を定める。
（ⅰ）Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素
ａ．燃料最高温度は、2,680℃とする。
ｂ．Ⅲ型特殊燃料要素の被覆管最高温度（肉厚中心）は、890℃、Ⅳ型特殊燃料要素の被覆管最高温度（肉厚中心）は、810℃とする。
ｃ．冷却材最高温度は、910℃とする。
（ⅱ）Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素
ａ．燃料最高温度は、2,680℃とする。
ｂ．Ⅲ型限界照射試験用要素の被覆管最高温度（肉厚中心）は、890℃、Ⅳ型限界照射試験用要素の被覆管最高温度（肉厚中心）は、810℃とする。
ｃ．冷却材最高温度は、910℃とする。
（ⅲ）先行試験用要素
ａ．燃料最高温度は、溶融温度を超えないこととする。ただし、酸化物燃料にあっ53 条(1)-添付 4-25
[834]

ては、溶融温度を超える設計をする場合があるが、最大溶融割合は、30％とする。
ｂ．被覆管最高温度（肉厚中心）は、急速加熱による破断温度以下とする。
ｃ．内壁構造容器最高温度（肉厚中心）は、890℃とする。
ｄ．内壁構造容器を冷却する冷却材の最高温度は、910℃とする。
（ⅳ）基礎試験用要素
ａ．燃料最高温度は、溶融温度を超えないこととする。
ｂ．被覆管最高温度（肉厚中心）は、急速加熱による破断温度以下とする。
ｃ．密封構造容器最高温度（肉厚中心）は、890℃とする。
ｄ．密封構造容器を冷却する冷却材の最高温度は、910℃とする。
（ⅴ）Ａ型用炉心燃料要素
ａ．燃料最高温度は、2,650℃とする。
ｂ．被覆管最高温度（肉厚中心）は、840℃とする。
ｃ．冷却材最高温度は、910℃とする。
（ⅵ）限界照射試験用補助要素
ａ．燃料最高温度は、2,680℃とする。
ｂ．被覆管最高温度（肉厚中心）は、890℃とする。
ｃ．冷却材最高温度は、910℃とする。
（３）照射用実験装置（ⅰ）照射物最高温度は、溶融温度（熱分解するものの場合は、過度の分解が生じない温度）を超えないこととする。
（ⅱ）照射試料キャプセル最高温度（肉厚中心）は、890℃とする。
（ⅲ）冷却材最高温度は、910℃とする。
（ⅳ）外側容器最高温度（肉厚中心）は、890℃とする。
3.5.2.2 熱的制限値（１）炉心燃料集合体
燃料最高温度 2,350℃
被覆管最高温度（肉厚中心） 620℃（２）照射燃料集合体
照射燃料集合体に装填する燃料要素は、その仕様範囲も考慮し、最高温度となる熱的制限値を定める。
「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」の第 27 条に基づく設計及び工事の計画の認可申請の段階にあっては、製作する燃料要素の仕様を踏まえ、最新知見も考慮して個別に熱的制限値を定める。
（ⅰ）Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素
燃料最高温度 2,540℃
被覆管最高温度（肉厚中心）Ⅲ型特殊燃料要素 700℃
Ⅳ型特殊燃料要素 610℃（ⅱ）Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素
53 条(1)-添付 4-26[835]

燃料最高温度 2,540℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、2,680℃
被覆管最高温度（肉厚中心）
Ａ型照射燃料集合体装填時
Ⅲ型限界照射試験用要素 750℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、890℃
Ⅳ型限界照射試験用要素 660℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、810℃
Ｂ型照射燃料集合体装填時
Ⅲ型限界照射試験用要素 700℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、890℃
Ⅳ型限界照射試験用要素 610℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、810℃
Ｄ型照射燃料集合体装填時
Ⅲ型限界照射試験用要素 700℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、890℃
Ⅳ型限界照射試験用要素 610℃
ただし、被覆管の開孔時にあっては、810℃（ⅲ）先行試験用要素
燃料最高温度 溶融温度以下
ただし、酸化物燃料にあっては、最大溶融割合 20％被覆管最高温度（肉厚中心） 750℃
内壁構造容器最高温度（肉厚中心） 675℃
（ⅳ）基礎試験用要素
燃料最高温度 溶融温度以下
被覆管最高温度（肉厚中心） 750℃
密封構造容器最高温度（肉厚中心） 675℃（ⅴ）Ａ型用炉心燃料要素
燃料最高温度 2,350℃
被覆管最高温度（肉厚中心） 620℃（ⅵ）限界照射試験用補助要素
燃料最高温度 2,540℃
ただし、試験用要素の被覆管の開孔時にあっては、2,680℃
被覆管最高温度（肉厚中心）700℃
ただし、試験用要素の被覆管の開孔時にあっては、890℃（３）照射用実験装置（本体設備）
照射物最高温度
溶融温度（熱分解するものの場合は、過度の分解が生じない温度）以下
照射試料キャプセル最高温度（肉厚中心） 750℃
53 条(1)-添付 4-27[836]

外側容器最高温度（肉厚中心） 675℃
3.5.3 計算方法
（１）設計計算手法
炉心燃料集合体の熱設計計算は、以下の（ⅰ）～（ⅴ）に示すコード又は式により行う。
（ⅰ）冷却材温度
冷却材温度は、ＡＳＦＲＥ(1),(2)コードにより計算する。本コードは、1 体の燃料集合体について、流路断面を多流路に分割してこれを解析上の単位流路とするサブチャンネルとし、サブチャンネル間の質量移動、熱的ミキシング等を考慮して、軸方向に分割したステップ毎に運動量・質量・エネルギー保存則を解くものである。
（ⅱ）被覆管表面温度
被覆管表面温度は、以下の式により計算する。

TCo = TNa +

De 1
ql


K Na Nu d Co

ここで TCo：被覆管表面温度（℃）
TNa：冷却材温度（℃）
De：水力等価直径（cm）
dCo：被覆管外径（cm）
KNa：冷却材熱伝導度（W／cm／℃）
Nu：ヌセルト数
ql：線出力密度（W／cm）（ⅲ）被覆管内面温度
被覆管内面温度は、以下の式により計算する。

TCi = TCO +ln( d Co / d Ci )
 ql
2K C

ここで TCi：被覆管内面温度（℃）
KC：被覆管熱伝導度（W／cm／℃）
dCi：被覆管内径（cm）（ⅳ）燃料表面温度
燃料表面温度は以下の式により計算する。

TS = TCi +qlhg   (d P + d Ci ) / 2

ここで TS：燃料表面温度（℃）
hg：ギャップ熱伝達率（W／cm2／℃）
dP：ペレット直径（cm）（ⅴ）燃料最高温度
53 条(1)-添付 4-28
[837]

燃料最高温度は以下の式により計算する。なお、燃料ペレットの相変化及び密度変化を考慮する。
𝑇𝑝∫ 𝑘 𝑑𝑇 =𝑇𝑠

𝑞𝑙
4𝜋

ここで TP：燃料最高温度（℃）
k：ペレット熱伝導度（W／cm／℃）

また、限界照射試験用要素の被覆管に開孔が生じ、その開孔部から核分裂生成ガスが放出された場合の影響は、被覆管表面温度を算出する式において考慮する。
照射燃料集合体の熱設計計算では、以下の（ⅰ）～（ⅶ）に示す式を用いる。
なお、内壁構造容器の温度については、以下の被覆管と同様に行う。
また、先行試験用要素の被覆管温度については、内壁構造容器の温度から内壁構造容
器内の冷却材温度を以下の冷却材温度と同様に計算し、これを冷却材温度として計算する。密封構造容器の温度については、以下の被覆管と同様に行う。
また、基礎試験用要素の被覆管温度については、密封構造容器の温度から密封構造容
器内の冷却材温度を以下の冷却材温度と同様に計算し、これを冷却材温度として計算する。
照射用実験装置の熱設計は、照射燃料集合体と同様に行うこととし、外側容器の温度については、以下の被覆管と同様に行う。また、照射試料キャプセル温度については、
外側容器の温度から外側容器内の冷却材温度を以下の冷却材温度と同様に計算し、これを冷却材温度として計算する。照射物の温度については、以下の燃料最高温度と同様に計算する。
（ⅰ）冷却材温度
冷却材温度は、以下の式により計算する。

TNa = TIN +x1ql ( x )dx
W  CP 0

ここで TNa：冷却材温度（℃）
ql(x)：線出力密度（W／cm）
W：冷却材流量（g／s）
CP：冷却材比熱（W・s／g／℃）
TIN：冷却材入口温度（℃）
x：炉心下端からの距離（軸方向距離）（cm）（ⅱ）被覆管表面温度
被覆管表面温度は、以下の式により計算する。

TCo = TNa +

De 1
ql


K Na Nu d Co

ここで TCo：被覆管表面温度（℃）
De：水力等価直径（cm）
53 条(1)-添付 4-29
[838]

dCo：被覆管外径（cm）
KNa：冷却材熱伝導度（W／cm／℃）
Nu：ヌセルト数（ⅲ）被覆管内面温度
被覆管内面温度は、以下の式により計算する。

TCi = TCO +ln( d Co / d Ci )
 ql
2K C

ここで TCi：被覆管内面温度（℃）
KC：被覆管熱伝導度（W／cm／℃）
dCi：被覆管内径（cm）（ⅳ）燃料表面温度
燃料表面温度は以下の式により計算する。

TS = TCi +qlhg   (d P + d Ci ) / 2

ここで TS：燃料表面温度（℃）
hg：ギャップ熱伝達率（W／cm2／℃）
dP：ペレット直径（cm）（ⅴ）燃料最高温度
溶融温度に達しない範囲の燃料最高温度は以下の式により計算する。なお、プルトニ
ウム・ウラン混合酸化物燃料では、燃料ペレットの相変化及び密度変化を考慮する。
𝑇𝑝∫ 𝑘 𝑑𝑇 =𝑇𝑠

𝑞𝑙
4𝜋

ここで TP：燃料最高温度（℃）
k：燃料熱伝導度（W／cm／℃）（ⅵ）燃料溶融半径
先行試験用要素（溶融あり）の燃料溶融半径は、以下の式により計算する。
Tm

 k
Ts

2
ql  rm dT =1 − 2 4πro 

ここで rm：燃料溶融半径（cm）
Tm：燃料の溶融温度（℃）
ro：燃料半径（cm）（ⅶ）燃料溶融割合
先行試験用要素（溶融あり）の燃料溶融割合は、以下の式により計算する。
2r
Vm = m2ro

ここで Vm：燃料溶融割合（２）物性定数53 条(1)-添付 4-30
[839]

熱設計計算における物性定数は、第 3.5.1 表に示す値を使用する。また、先行試験用
要素及び基礎試験用要素の被覆管については、オーステナイト系ステンレス鋼の場合はオーステナイト系ステンレス鋼の、フェライト系ステンレス鋼（マルテンサイト系ステ
ンレス鋼及びフェライト－マルテンサイト系ステンレス鋼を含む。
）の場合は高速炉用フェライト系ステンレス鋼の物性定数を使用する。
3.5.4 出力分布
熱設計計算では、第 3.4.5 表に示す出力ピーキング係数を使用する。なお、照射燃料集合体
及び照射用実験装置の出力ピーキング係数は、炉心燃料集合体のそれを上回ることはない。
3.5.5 冷却材流量配分
炉心燃料集合体の冷却材流量配分は、炉心を 5 分割してそれぞれの流量領域の炉心燃料集合体の被覆管最高温度が均一になるよう、炉心支持板の連結管のオリフィスと炉心燃料集合体のエントランスノズルのオリフィスとの組合せにより行う。
照射燃料集合体の冷却材流量配分については、炉心燃料集合体のそれと同様に行うが、必要に応じて照射燃料集合体等の内部に設ける流量調節機構により行う。照射用実験装置の冷却材
流量配分については、照射燃料集合体のそれと同様に行う。
標準平衡炉心の各流量領域における炉心燃料集合体の冷却材流量配分及び最大出力を第3.5.2 表に示す。
3.5.6 工学的安全係数
熱設計計算における工学的安全係数は、燃料ペレット、被覆管、冷却材等の温度上昇の最大値を求めるための係数であり、炉心燃料集合体にあっては、製作公差、物性定数のばらつき、
出力分布の不確かさ、冷却材の温度及び流量等の変動、原子炉熱出力の測定誤差等を含み、照射燃料集合体にあっては、燃料仕様によらず共通する原子炉熱出力の測定誤差等を含む(3)。
なお、照射燃料集合体にあっては、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」の第 27 条に基づく設計及び工事の計画の認可申請の段階において、製作する燃料要素の仕様を踏まえ、燃料仕様に依存する項目について個別に工学的安全係数を定める。
熱設計計算に用いる炉心燃料集合体及び照射燃料集合体の工学的安全係数を以下に示す。照
射用実験装置にあっては、照射燃料集合体と同じとする。
工学的安全係数
炉心燃料集合体
燃料ペレット 約 1.19
被覆管 約 1.19
冷却材 約 1.18
照射燃料集合体 1.05
3.5.7 過出力因子
53 条(1)-添付 4-31[840]

過出力因子は、運転時の異常な過渡変化時において、燃料ペレットが達し得る最高温度及びペレット最大溶融割合を求めるための因子である。熱設計計算に用いる過出力因子を以下に示す。照射用実験装置にあっては、照射燃料集合体と同じとする。
過出力因子
炉心燃料集合体 1.07
照射燃料集合体 1.08
ただし、Ａ型用炉心燃料要素については 1.07
3.5.8 熱特性主要目
熱設計計算に用いる熱特性の主要目を第 3.5.3 表に示す。
3.5.9 評価
炉心燃料集合体及び照射燃料集合体の定格出力時における燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度並びに過出力時における燃料最高温度の評価結果を第 3.5.4 表に示す。
また、照射用実験装置の定格出力時における照射試料キャプセル最高温度、外側容器最高温
度及び冷却材最高温度等の評価結果を第 3.5.4 表に併せて示す。定格出力時及び過出力時における照射物最高温度にあっては、照射挙動が不明確な材料を用いる場合があるが、定格出力時の最大線出力密度を制限するとともに、融点及び熱伝導度等を安全側に考慮して設計するため、過出力時にあっても、溶融温度（熱分解するものの場合は、過度の分解が生じない温度）を超えないようにすることができる。
なお、運転時の異常な過渡変化時における被覆管最高温度及び冷却材最高温度の解析結果は、添付書類 10 の「2. 運転時の異常な過渡変化」に示すとおりであり、また、運転時の異常な過渡変化時における内壁構造容器最高温度及び密封構造容器最高温度は、「3.7.3.5

評価」の「（３）燃料集合体」に示す事故時の密封構造容器の到達温度を超えない。照射用実験装置の外側容器にあっても同じである。
運転時の異常な過渡変化時における照射試料キャプセルにあっては、運転時の異常な過渡変化時におけるⅢ型限界照射試験用要素の被覆管最高温度と同じである。
設計基準事故時における照射用実験装置の外側容器最高温度は、「3.7.3.5 評価」の「（３）燃料集合体」に示す事故時の密封構造容器の到達温度と同じである。
設計基準事故時における照射試料キャプセルにあっては、設計基準事故時におけるⅢ型限界
照射試験用要素の被覆管最高温度と同じである。
設計基準事故時における照射物最高温度にあっては、照射挙動が不明確な材料を用いる場合があるが、定格出力時の最大線出力密度を制限するとともに、融点及び熱伝導度等を安全側に考慮して設計するため、溶融温度（熱分解するものの場合は、過度の分解が生じない温度）を超えないようにすることができる。
3.5.10 参考文献
(1）H. Ohshima and H. Narita, "Thermal-hydraulic analysis of fast reactor fuel53 条(1)-添付 4-32
[841]

subassembly with porous blockages",ISSCA-4(1997), p.323-333.
(2）大高雅彦他、「サブチャンネル解析コード ASERE-III の検証」、PNC-TN9410 96-212 (1996)（3）池上哲雄他、「(XⅣ) ホットスポットファクターの見直し」、日本原子力学会昭和 59 年
度炉物理・炉工学分科会予稿集Ａ５３ (1984)（4）M.Kato et al.,“Physical Properties and Irradiation Behavior Analysis of Npand Am-Bearing MOX Fuels”, J.Nucl. Sci.Technol., 48:4, 646-653 (2011)（5）“Mechanical and Physical Properties of the Austenitic Chromium-Nickel StainlessSteels at Elevated Temperatures”, The International Nickel Company (1963)(6）揃政敏他、「高速炉用フェライト系ステンレス鋼燃料被覆管物性及び特性評価（「常陽」Ⅳ型特殊燃料要素用被覆管）」、PNC-TN9430 90-003 (1990)（7）O.E.Dwyer et al.,At. Energy Rev. 4,3 (1966)（8）R.N.Lyon,“Chem. Eng. Progr.”, 47,75/79 (1951)（9）G. H. Golden et al.,“THERMOPHYSICAL PROPERTIES OF SODIUM”, ANL-7323 (1967)

53 条(1)-添付 4-33
[842]

第 3.5.1 表
項目
燃料ペレット熱伝導度

熱設計計算に使用する物性定数（1／3）
物性定数

出典

プルトニウム・ウラン混合酸化物燃料
1−𝑝
λ=
∙𝜆
1 + 0.5𝑝 0
𝜆0 =加藤らの式(4)1
1.541 × 1011
15220+
∙ exp (−)
0.01595 + 2.713𝑥 + 0.3583𝐴𝑚 + 0.06317𝑁𝑝 + (2.493 − 2.625𝑥) × 10−4 𝑇
𝑇 2.5
𝑇

53 条(1)-添付 4-34

λ：気孔率 p における燃料ペレット熱伝導度（W／m／K）
λ0:100%TD における熱伝導度（W／m／K）
p：気孔率(=1-ρ)ρ＝0.99（柱状晶領域）
1,900℃≦TPρ＝0.97（等軸晶領域）
1,400℃≦TP＜1,900℃
ρ＝燃料ペレット初期密度（不変化領域）
TP＜1,400℃
T：燃料ペレット温度（K）
X：2.00- O/M
O/M：化学量論比
Am：Am 含有率
Np：Np 含有率[843]

第 3.5.1 表

項目
ギャップ熱伝達率

熱設計計算に使用する物性定数（2／3）
物性定数
炉心燃料集合体の場合 hg=0.70
照射燃料集合体の場合
𝐶1 + 𝐶2𝑄
hg =𝐺0 − 𝐶3𝐷𝑝𝑖𝑛 𝑄 + 𝐶4

出典

53 条(1)-添付 4-35

hg：ギャップ熱伝達率（W／cm2／℃）
G0：製造時直径ギャップ幅（cm）
Dpin：製造時被覆管内径（cm）
Q：線出力（W／cm）
C1～C4 は照射試験及び物性値から評価し設定される係数で、以下の通り。
C1：ギャップ部のガス熱伝導度に由来する係数 （W／cm／℃）
C2：燃料ペレットの熱膨張係数に由来する係数 （1／℃）
C3：燃料ペレットの熱膨張係数に由来する係数 （cm／W）
C4：温度ジャンプ距離に由来する係数 （cm）
被覆管熱伝導度

オーステナイト系ステンレス鋼
KC＝0.132＋1.3×10-4TC
KC：被覆管熱伝導度（W／cm／℃）
TC：被覆管温度（℃）
高速炉用フェライト系ステンレス鋼
KC＝(25.475－2.038×10-2TC＋1.665×10-4TC2－3.040×10-7TC3＋1.727×10-10TC4）×10-2
KC：被覆管熱伝導度（W／cm／℃）
TC：被覆管温度（℃）

International Nickel
Company(5)PNC-TN9430 90-003(6)[844]第 3.5.1 表
項目
被覆管表面熱伝達率
hfilm＝

冷却材比熱
53 条(1)-添付 4-36

冷却材密度

冷却材粘性係数

冷却材熱伝導度

冷却材エンタルピー

KN
D

熱設計計算に使用する物性定数（3／3）
物性定数

Nu

hfilm：被覆管表面熱伝達率（cal／cm2／s／℃）
D：水力等価直径（cm）
KN：冷却材熱伝導度（cal／cm／s／℃）
Nu：ヌセルト数 Nu＝7.0＋0.025Pe0.8
Pe：ペクレ数
CP＝0.3433－1.387×10-4TN＋1.106×10-7TN2
CP：冷却材比熱（cal／g／℃）
TN：冷却材温度（℃）
γ＝0.9500－2.298×10-4TN－1.461×10-8TN2＋5.638×10-12TN3
γ：冷却材密度（g／cm3）
TN：冷却材温度（℃） (100℃～1,400℃)
logμ＝－1.4892＋220.65／TN－0.4925logTN
μ：冷却材粘性係数（g／cm／s）
TN：冷却材温度（Ｋ）
KN＝0.93978－3.2505×10-4TN＋3.6192×10-8TN2
KN：冷却材熱伝導度（W／cm／℃）
TN：冷却材温度（°F ）H＝1.628393TN－4.16517×10-4TN2＋1.534903×10-7TN3－554.5873
H：冷却材エンタルピー（W・s／g）
TN：冷却材温度（K）

出典
Dwyer の式(7)Lyon の式(8)ANL － 7323(9)ANL － 7323(9)ANL － 7323(9)ANL － 7323(9)ANL － 7323(9)[845]第 3.5.2 表 標準平衡炉心の各流量領域における冷却材流量配分及び最大出力（炉心燃料集合体）
炉心燃料集合体

炉心燃料集合体当たり

炉心燃料集合体個数の流量（kg／s)

最大出力（MW）

1

5

8.80

1.64

2

12

8.76

1.58

3

12

8.27

1.65

4

24

7.81

1.49

5

22

6.85

1.24

75

586.7

―

流量領域

合計

53 条(1)-添付 4-37
[846]

第 3.5.3 表 熱特性主要目
原子炉熱出力100MW

１次冷却材全流量

約 2,700t／h

原子炉入口冷却材温度

約 350℃

原子炉出口冷却材温度

約 456℃

原子炉プレナム最高圧力

約 4kg/cm2[gage]（約 0.39MPa[gage]）＊1

燃料要素最大線出力密度

定格出力時

過出力時

炉心燃料集合体 炉心燃料要素

約 330W/cm

約 360W/cm

照射燃料集合体 Ⅲ型特殊燃料要素

約 480W/cm

約 520W/cm

Ⅳ型特殊燃料要素

約 500W/cm

約 540W/cm

Ⅲ型限界照射試験用要素

約 480W/cm

約 520W/cm

Ⅳ型限界照射試験用要素

約 500W/cm

約 540W/cm

先行試験用要素

約 1,000W/cm

約 1,080W/cm

基礎試験用要素

約 600W/cm

約 650W/cm

Ａ型用炉心燃料要素

約 330W/cm

約 360W/cm

限界照射試験用補助要素

約 480W/cm

約 520W/cm

定格出力時

過出力時

約 1,000W/cm

約 1,080W/cm

照射試料最大線出力密度
照射用実験装置 照射試料
＊1：水頭圧を除く。

53 条(1)-添付 4-38
[847]

53 条(1)-添付 4-39[848]

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）約2,300℃
約2,300℃

定格出力時

燃料最高温度

約2,410℃
約2,410℃

過出力時

第3.5.4表 熱特性解析結果（1／3）

620℃以下620℃以下被覆管最高温度（肉厚中心）
定格出力時

約600℃
約600℃

冷却材最高温度

53 条(1)-添付 4-40

[849]

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素
内壁構造容器
密封構造容器
照射用実験装置
照射試料キャプセル
外側容器

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素

定格出力時

－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
約750℃
約675℃

約700℃
約610℃
約700℃
約610℃
－
－
－
約700℃
－
－
－
－

約700℃
約610℃
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

約700℃
約610℃
約700℃
約610℃
約750℃
約750℃
－
約700℃
約675℃
約675℃
－
－

－
－

照射用実験装置
装填時

－
－
－
－
約30％ ＊ ２
－
－
－

過出力時

燃料最大溶融割合－－
約2,590℃－－
約2,630℃－
約2,460℃
約2,560℃－
約2,540℃
約2,630℃－
約20％ ＊ ２
溶融温度以下 ＊ １－－
溶融温度以下－－約2,410℃－
約2,580℃
約2,560℃
被覆管最高温度（肉厚中心） ＊ ３
定格出力時
Ｄ型照射燃料集合体
Ｃ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
装填時
装填時
装填時

過出力時

限界照射試験用要素の被覆管開孔時

約700℃
約610℃
約750℃
約660℃
－
－
620℃以下－－－Ａ型照射燃料集合体
装填時

約2,480℃
約2,520℃
約2,430℃
約2,520℃
溶融温度以下 ＊ １
溶融温度以下約2,300℃
約2,430℃

定格出力時

燃料最高温度第3.5.4表 熱特性解析結果（2／3）

53 条(1)-添付 4-41

[850]

：
：
：

：
：
：

＊１
＊２
＊３

＊４
＊５
＊６

約690℃
約600℃
約690℃
約600℃
約670℃ ＊ ４
約670℃ ＊ ５
－
約690℃
－

Ｂ型照射燃料集合体
装填時

Ａ型照射燃料集合体
装填時
約690℃
約600℃
約740℃
約650℃
－
－
約600℃
－
－

約760℃
約650℃
約810℃

約820℃
約700℃
－

約690℃
約600℃
－
－
－
－
－
－
－

約760℃
約650℃
約810℃
冷却材最高温度
定格出力時
Ｃ型照射燃料集合体
装填時

酸化物燃料を除く。
酸化物燃料の場合。
内壁構造容器及び密封構造容器にあっては、内壁構造容器または密封構造容器の最高温度。
照射試料キャプセルにあっては、照射試料キャプセルの最高温度。
外側容器にあっては、外側容器の最高温度。
内壁構造容器を冷却する冷却材の値。
密封構造容器を冷却する冷却材の値。
外側容器を冷却する冷却材の値。

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素
照射用実験装置

照射燃料集合体
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
限界照射試験用補助要素

被覆管最高温度（肉厚中心）限界照射試験用要素の被覆管の開孔時
Ｄ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
Ａ型照射燃料集合体
装填時
装填時
装填時

第3.5.4表 熱特性解析結果（3／3）

約690℃
約600℃
約690℃
約600℃
－
－
－
約690℃
－

Ｄ型照射燃料集合体
装填時

約670℃ ＊ ６

－
－
－
－
－
－
－
－

照射用実験装置
装填時

3.6 動特性
3.6.1 設計方針
炉心は、予想される全ての運転範囲において、原子炉出力の過渡的変化に対し、燃料集合体の損傷を防止又は緩和するため、燃料温度係数、冷却材温度係数及びナトリウムボイド反応度等を総合した反応度フィードバックが急速な固有の出力抑制効果を有するとともに、出力振動が発生した場合にあっても、燃料の許容設計限界を超える状態に至らないように十分な減衰特性を持ち、又は出力振動を制御し得るように設計する。
なお、炉心の反応度（原子炉の出力）は、制御棒の位置を調整することで制御する。また、原子炉施設は、原子炉制御系として、通常運転時の原子炉入口冷却材温度を原子炉の出力に関係なく、一定値に保つように、主冷却器の空気流量を調整する原子炉冷却材温度制御系、及び通常運転時の１次冷却材流量を原子炉の出力に関係なく、一定値に保つための１次冷却材流量制御系を有する。
3.6.2 計算方法
動特性に係る計算には、動特性解析コードＭＩＭＩＲ(1)を使用する。計算モデルの概要を以下に示す（第 3.6.1 図参照）。
（１）核動特性の計算には、遅発中性子 6 群の 1 点近似動特性モデルを使用する。
（２）炉心の熱特性の計算には、燃料要素 1 本で代表させた 1 チャンネルモデルを使用する。チャンネル内部の燃料の温度については、半径方向及び軸方向に多分割した 2 次元
円筒モデルにより求める。また、主中間熱交換器及び主冷却器の熱特性の計算には、伝熱管 1 本で代表させた 1 チャンネルモデルを使用する。
（３）原子炉容器の上部及び下部プレナムには、有効体積に対する完全混合モデルを使用する。また、配管部には、輸送遅れモデルを使用する。
（４）原子炉制御系として、原子炉冷却材温度制御系を模擬する。また、必要に応じて、原子炉保護系を模擬し、原子炉保護系の作動により、１次主冷却系及び２次主冷却系の冷却材流量が変化する場合には、機器・配管の圧力損失特性、弁特性、主循環ポンプ特性、流体慣性等を考慮して運動量保存式と質量保存式を解き、その変化を計算する。
3.6.3 評価
代表的な過渡応答計算結果を以下に示す。炉心は、反応度や主冷却器空気流量のステップ状の変化に起因する出力振動が発生した場合にあっても、固有の出力抑制効果及び原子炉冷却材
温度制御系の適切な応答動作等により、原子炉の出力、原子炉入口冷却材温度、原子炉出口冷却材温度等の主要諸変数を、十分な減衰性をもたせて安定に制御することができる。
（１）反応度のステップ状変化に対する応答
通常運転時に、-10￠の反応度がステップ状に投入された際の過渡応答計算結果を第3.6.2 図、第 3.6.3 図に示す。原子炉の出力は、負の反応度投入により急速に低下する
が、燃料、冷却材及び構造材の温度低下に伴う正の反応度フィードバックにより、その低下量は抑制され、約 89％で安定する。
その後、原子炉冷却材温度制御系が動作しない場合には、原子炉出力の低下に伴う原53 条(1)-添付 4-42[851]

子炉入口冷却材温度の低下による正の反応度の投入により、原子炉出力は緩やかに約98％まで上昇する。
一方、原子炉冷却材温度制御系が動作する場合には、主冷却器空気流量が減少して原子炉入口冷却材温度の低下幅が小さくなり、
原子炉出力は緩やかに約 91％まで上昇する。
（２）主冷却器空気流量のステップ状変化に対する応答
通常運転時に、1 ループの主冷却器空気流量がステップ状に 10％減少した際の過渡応
答計算結果を第 3.6.4 図に示す。主冷却器の除熱量の減少により、原子炉入口冷却材温度が緩やかに約 8℃上昇するが、冷却材、構造材の温度上昇に伴う負の反応度フィード
バックにより、原子炉の出力は緩やかに約 97％まで低下する。
3.6.4 参考文献
（1）動力炉・核燃料開発事業団、「高速増殖炉の安全解析に用いるコードについて」、PNC
TN241 85-12(1985)53 条(1)-添付 4-43[852]

動特性解析モデル概略図
第 3.6.1 図
53 条(1)-添付 4-44[853]

第 3.6.2 図 反応度-10￠のステップ変化に対する応答（原子炉冷却材温度制御系：OFF）〔熱出力：100MW〕

53 条(1)-添付 4-45[854]

第 3.6.3 図 反応度-10￠のステップ変化に対する応答（原子炉冷却材温度制御系：ON）〔熱出力：100MW〕

53 条(1)-添付 4-46[855]

第 3.6.4 図 主冷却器空気流量-10％のステップ変化に対する応答（原子炉冷却材温度制御系：OFF）〔熱出力：100MW〕

53 条(1)-添付 4-47[856]

3.7 燃料集合体
3.7.1 概要
燃料集合体は、炉心燃料集合体及び照射燃料集合体から構成する。
炉心燃料集合体は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時における原子炉内の圧力、自重、附加荷重その他の炉心燃料集合体に加わる負荷に耐え、かつ、輸送中又は取扱中において、著しい変形を生じないように設計する。照射燃料集合体は、設計基準事故時において、照射燃料集合体が破損した場合においても、原子炉を安全に停止するために必要な機能及び炉心の冷却機能を損なうおそれがないように、また、輸送中又は取扱中において、著しい変形が生じな
いように設計する。炉心燃料集合体は、核分裂性プルトニウム富化度等が異なる内側燃料集合
体と外側燃料集合体の 2 種類から構成する。
照射燃料集合体は、高速増殖炉用燃料の開発及び高速炉用燃料の設計精度の向上に使用するものであり、構造がそれぞれ異なるＡ型、Ｂ型、Ｃ型及びＤ型照射燃料集合体の 4 種類から構成する。なお、一部の照射試験にあっては、炉心燃料集合体の設計方針に定める制限を超え、又は、超える可能性のある場合がある。これらの照射試験には、燃料要素の被覆管が開孔する
可能性のある条件で照射を行う限界照射試験、照射挙動が不明確な材料を燃料材に用いた燃料
要素を照射する先行試験、及び照射挙動が不明確な材料を被覆材に用いた燃料要素を照射する
基礎試験がある。
3.7.2 炉心燃料集合体
3.7.2.1 設計方針
（１）燃料要素
燃料要素は、燃料温度、核分裂生成ガスによる内部ガス圧、被覆管の応力及び歪等を制限することにより、その健全性を確保する。このため、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、以下の方針を満足するように燃料要素の設計を行う。なお、設計に当たっては、燃料密度変化、核分裂生成ガスの生成及び放出、被覆管のクリープ及びスエリング、燃焼に伴って変化する他の諸性質の効果等を考慮する。
（ⅰ）燃料最高温度は、2,650℃以下となるように設計する。
（ⅱ）被覆管歪は、十分小さくなるように設計する。
（ⅲ）被覆管内圧は、被覆管にかかる引張応力を抑え、円周方向へのクリープ破断を生じないように十分低く設計する。
（ⅳ）被覆管の各部にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。この時、当該基準に準拠して設定した 620℃におけるＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼の Sm 値は 176N／mm2、
高 Ni オーステナイト系ステンレス鋼(Ａ)の Sm 値は 201N／mm2 である。
（ⅴ）累積疲労サイクルは、クリープによる累積損傷をも考慮して、設計疲労寿命以下となるよう設計する。なお、設計疲労曲線は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲに準拠した曲線を使用する。
（２）燃料集合体
53 条(1)-添付 4-48[857]

燃料集合体は、種々の荷重に基づく応力及び変形を制限することにより、その健全性を確保する。また、燃料集合体が他の構成部品の機能を阻害することがないようにする。
このため、以下の方針を満足するように燃料集合体を設計する。
（ⅰ）燃料集合体の輸送中又は取扱中に受ける通常の荷重に対して、十分な強度を有するように設計する。
（ⅱ）原子炉内における使用期間中の通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料集合体の構成部品にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ
Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。
3.7.2.2 使用条件
炉心燃料集合体の使用条件を第 3.7.1 表に示す。
3.7.2.3 主要設備
（１）燃料要素
燃料要素の主要仕様を第 3.7.2 表に示す。燃料要素は、燃料材を有する炉心燃料要素（内側）及び炉心燃料要素（外側）の 2 種類から構成する。炉心燃料要素は、第 3.7.1
図に示すように、燃料ペレット（プルトニウム・ウラン混合酸化物焼結ペレット）を被覆管に挿入し、その上下に熱遮へいペレット（ウラン酸化物焼結ペレット（劣化ウラン））を、上部の熱遮へいペレットの上部に上部反射体ペレット、プレナムスプリング及びプ
レナムスリーブを入れ、また、下部の熱遮へいペレットの下部に下部反射体ペレットを入れて、両端に端栓を溶接した密封構造とし、内部にヘリウムガスを封入したものとする。
燃料ペレットは、プルトニウム・ウラン混合酸化物粉末を円柱状にプレス成形し、約94％理論密度になるよう焼結したものとする。燃料ペレット及び熱遮へいペレットと被覆管との間には適当な間隙を確保し、かつ、上部反射体ペレットの上部にガスプレナ
ムを設け、燃料ペレットから放出される核分裂生成ガス、燃料ペレット及び熱遮へいペレットと被覆管との熱膨張差、燃焼に伴う燃料ペレットの密度変化等により、被覆管及び端栓溶接部に過大な応力が生じることを防止する。また、燃料ペレット、熱遮へいペレット及び上部・下部反射体ペレットが取扱中に移動することがないように、プレナム
スリーブ及びプレナムスプリングによって支持する構造とする。
隣接する燃料要素間の間隙を保持するため、燃料要素にはワイヤスペーサを巻く。
（２）燃料集合体
炉心燃料集合体の概略構造を第 3.7.2 図に示す。また、その主要仕様を第 3.7.3 表に示す。炉心燃料集合体は、燃料要素、ラッパ管、ハンドリングヘッド、下部反射体及びエントランスノズル等から構成し、127 本の燃料要素を正三角格子状に配列して、これらをラッパ管に納め、この下部にエントランスノズルを、上部にハンドリングヘッドを配した構造とする。
燃料要素は、隣接する燃料要素間の間隙を保持するためのワイヤスペーサを巻いた状態で、その下部端栓に差し込まれた板状のノックバーを、エントランスノズルに溶接
53 条(1)-添付 4-49[858]

された正六角形の組枠に固定することにより支持される。ハンドリングヘッドは、ラッ
パ管の上部に溶接固定される。なお、ハンドリングヘッド下端と燃料要素上端との間には、燃料要素の膨張による干渉を防止するため、約 84mm の間隙を設ける。また、下部
反射体は、6 枚の羽根を有するスクリュ形状とし、エントランスノズルに固定する。エ
ントランスノズルには、炉心支持板の構造と相まって、冷却材流量を調節するためのオ
リフィス孔を複数個設ける。
3.7.2.4 評価（１）構成材料
燃料ペレットは、炉心の運転温度及び圧力において、被覆管及び充填ガス（ヘリウムガス）に対して化学的に不活性であり、核分裂生成物を保持する能力がある。
ステンレス鋼は、吸収断面積が小さく中性子経済性に優れ、燃料ペレットと被覆管の相互作用及び被覆管の内外圧力差による変形に十分耐える強度を有し、１次冷却材、プ
ルトニウム・ウラン混合酸化物燃料、核分裂生成物等に対して高い耐食性を有し、かつ、高い信頼性を有する材料である。なお、設計降伏点（Sy）、設計引張強さ（Su）などの短時間強度に及ぼす主な環境効果として、高速中性子による照射効果とナトリウム浸漬による効果がある。このうち、照射効果については、約 500℃以下では、フランクル
ープ生成に伴う転位密度増加による硬化のため強度が上昇するのに対し、約 500℃以上
では、主に冷間加工組織の回復、軟化のため強度低下が生ずる。一方、ナトリウム浸漬
効果については、高温側で固溶元素のナトリウム中への選択的拡散溶出が生じること
により強度は低下する。被覆管の短時間強度はこの環境効果を考慮して設定する。また、被覆管の内圧クリープ破断強度も同様の環境効果を考慮して設定する。
（２）燃料要素
燃料要素の性能評価は、核分裂生成ガスの生成及び放出、燃料ペレットの密度変化及び熱膨張、被覆管のスエリング、クリープ及び弾性変形、燃料ペレットと被覆管の相互作用等の原子炉運転中に生ずる諸現象を考慮して行う。本原子炉で使用する燃料要素と類似仕様の燃料要素の照射実績は、本燃料要素の過出力（定格出力に過出力因子を乗じた出力であって、燃料ペレットの最高温度が運転時の異常な過渡変化時に達する最高温度を包絡する出力をいう。以下同じ。
）時の最大線出力密度である約 360W/cm を上回る線出力密度で、本燃料要素の燃料要素最高燃焼度を上回る約 110,000MWd/t の燃焼度が達成されており、また、本燃料要素の燃料要素最高燃焼度 90,000MWd/t 以上の燃焼度を達成した照射実績は多数あり、こうした高燃焼度までの燃料要素の健全性が確認されている。
原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料要素の健全性は以下のように保たれる。なお、内側燃料集合体の燃料要素と外側燃料集合体の燃料要素とは、燃料ペレットのプルトニウム混合比等がわずかに異なるのみで、その他の寸法、構造、材料等の仕様及び炉内使用条件が同様であるので、それぞれの評価結果に有意な差が生じることはない。
（ⅰ）燃料最高温度
53 条(1)-添付 4-50[859]

燃料最高温度は、「3.5.3 計算方法」に基づいた解析により、定格出力時最大線出
力密度約 330W／cm において約 2,300℃、過出力時最大線出力密度約 360W／cm において約 2,410℃であり、プルトニウム・ウラン混合酸化物燃料の融点(1)に原子炉内における使用期間中の変化を考慮して設定した燃料最高温度に関する熱設計基準値
2,650℃を超えることはない。
（ⅱ）被覆管の歪被覆管の外径は、高速中性子照射下における核分裂生成ガスの蓄積による内圧に起因するクリープ変形、スエリング等により、原子炉内における使用期間中徐々に増加する。
被覆管の外径増加は主にクリープ及びスエリングに起因するが、その増加量は、前者によるものが燃焼末期で約 2.4％以下、後者によるものが燃焼末期で約 1.8％以下
であり、原子炉内における使用期間中約 4.2％以下に保つことができる。
なお、クリープ及びスエリングによる変形は、直接被覆管の健全性を損なうものではないことが照射実績により示されている。一方、１次冷却材流路断面積を確保して燃料集合体の健全性を保持するという観点からは、米国のＥＢＲ－Ⅱ、仏国のラプソ
ディ及びフェニックス等における照射実績により、7％程度の外径増加は燃料集合体の健全性に問題がないことが確認されている。
（ⅲ）被覆管の内圧
被覆管内圧は、製造時に封入するヘリウムガス、燃料ペレットから放出される核分
裂生成ガス等によって生じ、燃焼とともに徐々に上昇するが、ガスプレナムの体積を十分大きくとっているので、最高燃焼度の被覆管の内圧によるクリープ寿命分数和は、
約 0.2 である。なお、クリープ寿命分数和の計算において、核分裂生成ガスの蓄積量は当機構製造の燃料要素の照射試験により設定し、使用末期において 100％の核分裂生成ガスが放出するものとして評価する。
（ⅳ）被覆管の応力
被覆管の応力は、燃焼初期においては、被覆管の内圧と外圧である１次冷却材の運転圧力約 0.29MPa[gage]（約 3 ㎏／cm2[gage]）とがほぼ等しいので、被覆管応力は小さい。また、燃焼に伴って核分裂生成ガスの蓄積により内圧が徐々に上昇し、被覆管には引張応力が生ずるが、ガスプレナムの体積を十分に大きくとっているので、燃焼末期においても過度に大きくなることはない。
さらに、燃料ペレットが膨張して被覆管に接触することにより応力が発生するが、燃料ペレットのクリープ並びに被覆管のクリープ及びスエリングによる応力緩和が生ずるので、過大な応力が発生することはない。なお、ハンドリングヘッド下端と燃
料要素上端との間には、燃料要素の膨張による干渉を防止するため、約 84mm の間隙を設けているため、被覆管のクリープ、スエリング及び熱膨張による燃料要素の軸方
向変位による応力は吸収される。
被覆管応力としては、これらの応力のほかに熱応力、地震による応力、わん曲拘束による応力、ワイヤスペーサとの接触による応力、流力振動による応力等を考慮する
が、これらの応力を組み合わせた場合の通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に53 条(1)-添付 4-51
[860]

おける一次膜応力の最大値は 112N／mm2 であり、ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼及び高 Ni オーステナイト系ステンレス鋼（Ａ）の Sm 値を下回る。
（ⅴ）疲労サイクル
原子炉内における使用期間中に被覆管に生ずる熱応力及び内外圧力差による応力
は、原子炉の起動停止や運転時の異常な過渡変化により変動し、応力サイクルが生ずる。これらによる疲労寿命分数和は、0.1 以下である。
この疲労寿命分数和にクリープ寿命分数和を加えた被覆管の累積損傷和は約 0.2 以下であり、設計上の制限値である 1.0 を下回る。
（３）燃料集合体
燃料集合体には、輸送中又は取扱中、通常運転時並びに運転時の異常な過渡変化時に種々の荷重が加わるが、以下のように燃料集合体の健全性は確保される。なお、内側燃料集合体と外側燃料集合体とは、それぞれの燃料要素の仕様がほぼ同様であり、燃料集合体の寸法、構造、材料等の仕様及び炉内使用条件が同様であるので、それぞれの評価
結果に有意な差が生じることはない。
（ⅰ）輸送中又は取扱中における健全性
燃料集合体は、輸送中又は取扱中に加わる荷重として設定する 6G に対して十分な強度を有し、その機能が阻害されることはない。
（ⅱ）通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時における健全性
燃料集合体には過大な応力がかからず、燃料要素にスパイラル状に巻いたワイヤス
ペーサにより、適切な冷却材流路が確保される。
被覆管のクリープ、スエリング及び熱膨張による燃料要素の軸方向変位は、燃料要素の上端を自由に伸びられるようにすることにより吸収される。
燃料要素には１次冷却材の流動に伴う抗力が働くため、燃料要素の下端をノックバーにより固定する。
水流動試験及び高温ナトリウム中耐久試験の結果から、１次冷却材の流動により燃料集合体が受ける影響が小さいことを確認している。
3.7.3 照射燃料集合体
3.7.3.1 設計方針
（１）燃料要素
燃料要素は、燃料温度、核分裂生成ガスによる内部ガス圧、被覆管の応力及び歪等を制限することにより、その健全性を確保する。このため、原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、以下の方針を満足するように燃料要素の設計を行う。ただし、試験用要素にあっては、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、計画された範囲でその健全性を喪失しても、他の燃料要素の健全性に影響を与えないよう、使用する試験用要素に応じて以下の方針を満足するよう設計する。
（ⅰ）Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素
ａ．燃料最高温度は、2,680℃以下となるように設計する。
53 条(1)-添付 4-52[861]

ｂ．被覆管歪は、十分小さくなるように設計する。
ｃ．被覆管内圧は、被覆管にかかる引張応力を抑え、円周方向へのクリープ破断を生じないように十分低く設計する。
ｄ．被覆管の各部にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。
ｅ．累積疲労サイクルは、クリープによる累積損傷をも考慮して、設計疲労寿命以下となるように設計する。
（ⅱ）Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素
ａ．燃料最高温度は、溶融温度を超えないように設計する。
ｂ．通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、被覆管が著しく損傷しない
よう、定格出力時の被覆管温度を制限する。
ｃ．設計計算手法及び物性定数は、各種の試験研究を通じて信頼度を確認したものを使用する。
ｄ．公称値及び工学的安全係数は、適切な安全余裕を有すること。
（ⅲ）先行試験用要素
ａ．燃料最高温度が溶融温度を超えないように設計する。ただし、酸化物燃料については、燃料溶融割合が 30％を超えないように設計する。
ｂ．燃料部と被覆管との相互作用による被覆管の円周方向引張全歪は、第 3.7.3 図に示すＳＵＳ３１６の破断時の円周方向引張塑性歪の実験データに十分な設計余裕を考慮した 3％以内とする。
ｃ．被覆管内圧は、被覆管にかかる引張応力を抑え、円周方向へのクリープ破断を生じないように十分低く設計する。
ｄ．被覆管の各部にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。
ｅ．累積疲労サイクルは、クリープによる累積損傷をも考慮して、設計疲労寿命以下となるように設計する。
（ⅳ）基礎試験用要素
ａ．燃料最高温度が溶融温度を超えないように設計する。
ｂ．通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、被覆管が著しく損傷しない
よう、定格出力時の被覆管温度を制限する。
ｃ．被覆管の各部にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。
（ⅴ）Ａ型用炉心燃料要素
ａ．炉心燃料集合体の燃料要素の設計方針を満足するよう設計する。
（ⅵ）限界照射試験用補助要素
ａ．燃料最高温度は、2,680℃以下となるように設計する。
ｂ．被覆管歪は、十分小さくなるように設計する。
ｃ．被覆管内圧は、被覆管にかかる引張応力を抑え、円周方向へのクリープ破断を生じないように十分低く設計する。
53 条(1)-添付 4-53[862]

ｄ．被覆管の各部にかかる荷重に対する応力計算値は、ＡＳＭＥ Sec.Ⅲの基準に準拠して設定した値を満たすように設計する。
ｅ．累積疲労サイクルは、クリープによる累積損傷をも考慮して、設計疲労寿命以下となるように設計する。
（２）燃料集合体
炉心燃料集合体の設計方針に準ずる。ただし、限界照射試験用要素を装填した照射燃料集合体にあっては、コンパートメントの冷却材出口部は多数の小口径の孔とし、万一、限界照射試験用要素の開孔部から燃料が放出された場合でも、炉心燃料集合体の冷却を阻害するおそれのある粒径の燃料粒子が照射燃料集合体の外側へ漏れ出ない構造とする。また、先行試験用要素を装填した照射燃料集合体にあっては、燃料溶融状態の先行試験用要素の被覆管の破損が生じた場合でも、内壁構造容器の健全性が確保される構造とするとともに、内壁構造容器の冷却材出口部を多数の小口径の孔とし、万一、先行試験用要素の被覆管の破損部から燃料が放出された場合でも、炉心燃料集合体の冷却を阻害するおそれのある粒径の燃料粒子が照射燃料集合体の外側へ漏れ出ない構造とする。基礎試験用要素を装填した照射燃料集合体にあっては、基礎試験用要素の被覆
管が開孔した場合でも、密封構造容器の健全性が確保される構造とする。
3.7.3.2 使用条件
照射燃料集合体の使用条件を第 3.7.1 表に示す。なお、限界照射試験、先行試験及び基礎試験においては、燃料要素を除き、照射燃料集合体を構成する部材等を適当な照射期間ごとに交換できるものとする。また、燃料破損検出系により、燃料要素の被覆管の開孔又は破損が検知された場合には、原子炉を停止し、当該照射燃料集合体を炉心から取り出すとともに、放射性廃ガス中の放射性物質の濃度が所定の値を超える場合には、当該廃ガスを貯留タン
クに圧入貯蔵するものとする。
3.7.3.3 解析手法
（１）燃料要素
燃料要素の解析は、「3.5.3 計算方法

(1)設計計算手法」及び追補１「3. 原子炉及び炉心」の追補の「Ⅵ．照射燃料集合体に装填する燃料要素の設計」に基づいて行う。
ただし、Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素並びに限界照射試験用補助要素の解析における、限界照射試験用要素の被覆管に開孔が生じその開孔部から核分裂生成ガスが放出された場合の影響は、被覆管表面温度を算出する式において考慮する。
（２）燃料集合体
炉心燃料集合体の解析に準じて行う。ただし、試験用要素を装填した集合体にあっては、集合体に加わる種々の荷重に対して集合体の各構成要素が十分な強度を有し、その機能が保持されることについて、有限要素法構造解析コード等を用いて解析を行う。また、先行試験用要素又は基礎試験用要素を装填した集合体にあっては、試験用要素を装填する内壁構造容器又は密封構造容器に加わる種々の荷重に対して、内壁構造容器又53 条(1)-添付 4-54[863]

は密封構造容器の機能が保持されることについても解析を行う。
3.7.3.4 主要設備
（１）燃料要素
燃料要素の主要仕様を第 3.7.2 表に示す。燃料要素は、寸法及び組成の異なる、Ⅲ型
及びⅣ型特殊燃料要素、Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素、先行試験用要素、基礎試験用要素、Ａ型用炉心燃料要素（Ａ型照射燃料集合体に装填するＡ型用炉心燃料要素（内側）及びＡ型用炉心燃料要素（外側）の 2 種類とする。）及び限界照射試験用補助要素の 9 種類から構成する。
これらの燃料要素は、燃料部を被覆管に挿入し、その上下に熱遮へい部（燃料部が金属燃料の燃料要素を除く。
）を、上部の熱遮へい部の上にプレナムスプリング等（燃料部と被覆管との熱伝達を燃料要素内に充填するナトリウムで行うナトリウムボンド型の燃料要素及び燃料部が振動充填燃料の燃料要素を除く。）を入れ、両端に端栓を溶接した密封構造とし、内部に不活性ガスを封入する。
（２）燃料集合体
照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.4 図に、主要仕様を第 3.7.3 表に示す。照射燃
料集合体は、炉心燃料集合体と同様に、燃料要素、ラッパ管、ハンドリングヘッド及びエントランスノズル等から構成する。照射燃料集合体の種類は、燃料集合体の中央に試料部を設けたＡ型照射燃料集合体、燃料集合体内に数本のコンパートメントを納めた
Ｂ型及びＤ型照射燃料集合体、炉心燃料集合体と同様な形状のＣ型照射燃料集合体の 4種類とする。
コンパートメントは、照射燃料集合体の内部において独自に冷却材流量を設定でき
る二重の円筒管（α型コンパートメントにおいては、外管に六角管も用いる。
）であり、その種類は装填する燃料要素の種類及び本数並びに構造及び主要寸法等の組合せによりα型、β型、γ型及びδ型コンパートメントの 4 種類に分類される。なお、α型及びγ型コンパートメントは、燃料要素最大 5 本をピンタイロッドの周囲に配置し、ワイヤスペーサ等で燃料要素間を保持する構造とする。β型及びδ型コンパートメントは、燃料要素 1 本をシュラウド管に装填し、ワイヤスペーサ等で燃料要素とシュラウド管との間を保持する構造とする。先行試験用γ型コンパートメントは、燃料要素 1 本をシュラウド管に装填し、ワイヤスペーサ等で燃料要素とシュラウド管との間を保持し、これを上部と下部にストレーナを有した管構造である内壁構造容器に装填し、この内壁構
造容器を納めた構造とする。基礎試験用γ型コンパートメントは、燃料要素 1 本をシュラウド管に装填し、ワイヤスペーサ等で燃料要素とシュラウド管との間を保持し、これを密封型の管構造である密封構造容器に装填し、この密封構造容器を納めた構造とする。
照射燃料集合体の構造を以下に示す。
（ⅰ）Ａ型照射燃料集合体
Ａ型照射燃料集合体は、試料部の周囲に、ワイヤスペーサを巻いたＡ型用炉心燃料要素を炉心燃料集合体と同じ燃料要素ピッチで正三角格子状に配置して、全体をラッ
53 条(1)-添付 4-55[864]

パ管に納め、この下部にエントランスノズルを、上部にハンドリングヘッドを配した構造とする。
試料部は、燃料要素 7 本のバンドル（正三角格子状に配置した燃料要素の束）を二重のステンレス鋼の試料部六角管に納めたもの、ないしα型又はβ型コンパートメン
トをステンレス鋼の試料部六角管に納めた構造とする。
Ａ型照射燃料集合体は、燃料材が占める体積比率が比較的大きいため、高い中性子束による照射試験ができる機能を有する。また、コンパートメントを有するものにあっては、コンパートメントを適宜取り出すことにより照射中の燃料要素の健全性を追跡確認できる機能を有する。
Ａ型照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.4 図及び第 3.7.5 図に示す。
（ⅱ）Ｂ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体は、燃料集合体の中央部に設けたステンレス鋼のタイロッドのまわりに、γ型コンパートメント 6 本を配し、全体をラッパ管に納め、この下部にエントランスノズルを、上部にハンドリングヘッドを配した構造とする。Ｂ型照射燃料
集合体は、ほぼ同一の照射条件下でパラメトリックなデータを得ることができ、また、
コンパートメントを適宜取り出すことにより照射中の燃料要素の健全性を追跡確認できる機能を有する。
先行試験用γ型コンパートメント内には内壁構造容器 1 本が納められ、この内壁構
造容器内に先行試験用要素を装填することにより、燃料溶融状態の先行試験用要素の被覆管が、万一、破損しても、先行試験用要素以外の燃料要素の健全性に影響を与えない構造とする。
基礎試験用γ型コンパートメント内には密封構造容器 1 本が納められ、この密封構
造容器内に基礎試験用要素を装填することにより、基礎試験用要素の被覆管が開孔しても、基礎試験用要素以外の燃料要素の健全性に影響を与えない構造とする。
Ｂ型照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.4 図及び第 3.7.6 図～第 3.7.8 図に示す。
（ⅲ）Ｃ型照射燃料集合体
Ｃ型照射燃料集合体は、燃料要素最大 91 本のバンドルをステンレス鋼の試料部六角管に納め、これをラッパ管に納め、この下部にエントランスノズルを、上部にハンドリングヘッドを配した構造とする。Ｃ型照射燃料集合体は、同時に多数の照射デー
タを得ることができ、燃料要素の健全性を統計的に確認できる機能を有する。
Ｃ型照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.4 図及び第 3.7.9 図に示す。
また、照射条件をオンラインで計測するものにあっては、検出器を取り付け、計測
線を炉外に引き出す構造とする。計測線付Ｃ型照射燃料集合体は、内側延長管、外側延長管、ハウジング等の上部構造により炉心上部機構に支持する。上部案内管、外側延長管及び内側延長管の間隙には、ステンレス鋼、炭化ほう素等の遮へい体を設ける。
計測線付Ｃ型照射燃料集合体の試料部は、燃料交換時に回転プラグが回転できるように、下部案内管によりガイドして上部案内管に引き上げる。計測線は、照射試験終了
後計測線付Ｃ型照射燃料集合体の取り出し時に、内側延長管と外側延長管により切断し、上部構造と切り離す。
53 条(1)-添付 4-56[865]

計測線付Ｃ型照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.10 図に示す。
（ⅳ）Ｄ型照射燃料集合体(2)Ｄ型照射燃料集合体は、燃料集合体の中央部に設けたステンレス鋼のタイロッドのまわりに、γ型コンパートメント 6 本、δ型コンパートメント 18 本、又は、これら 2種類のコンパートメントを混在させて配し、全体をラッパ管に納め、この下部にエントランスノズルを、上部にハンドリングヘッドを配した構造とする。Ｄ型照射燃料集
合体は、ほぼ同一の照射条件下で燃料要素 1 本ごとに最大 18 のパラメータを設定して照射データを得ることができ、また、コンパートメントを適宜取り出すことにより照射中の燃料要素の健全性を追跡確認できる機能を有する。
Ｄ型照射燃料集合体の概略構造を第 3.7.4 図及び第 3.7.11 図に示す。
3.7.3.5 評価（１）構成材料
燃料材であるプルトニウム・ウラン混合酸化物焼結ペレット、プルトニウム・ウラン
混合炭化物焼結ペレット及びプルトニウム・ウラン混合窒化物焼結ペレット並びに熱遮へいペレットの材料であるウラン酸化物焼結ペレット、ウラン炭化物焼結ペレット
及びウラン窒化物焼結ペレットは、炉心の運転温度及び圧力において、被覆管（Ⅲ型特殊燃料要素にあってはオーステナイト系ステンレス鋼、Ⅳ型特殊燃料要素にあっては高速炉用フェライト系ステンレス鋼、Ⅲ型限界照射試験用要素にあってはオーステナ
イト系ステンレス鋼、Ⅳ型限界照射試験用要素にあっては高速炉用フェライト系ステ
ンレス鋼、Ａ型用炉心燃料要素にあってはオーステナイト系ステンレス鋼、限界照射試
験用補助要素にあってはオーステナイト系ステンレス鋼）及び充填ガス（ヘリウム）に対して化学的に不活性であり、核分裂生成物を保持する能力がある。なお、プルトニウ
ム・ウラン混合窒化物焼結ペレットは、照射中にごくわずかがプルトニウムと窒素に分離するが、その影響は無視できる程度である。また、先行試験用要素及び基礎試験用要素に装填する燃料材の種類のうち、金属燃料は、照射中にごくわずかが被覆管（ステンレス鋼）と反応する可能性があるが、その影響は無視できる程度である(3)～(12)。
被覆管等に用いているステンレス鋼は、吸収断面積が小さく中性子経済に優れ、燃料ペレットと被覆管の相互作用及び被覆管の内外圧差による変形に十分耐える強度を有し、ナトリウム、プルトニウム・ウラン混合酸化物燃料、プルトニウム・ウラン混合炭
化物燃料、プルトニウム・ウラン混合窒化物燃料及び核分裂生成物等に対して高い耐食性を有し、かつ、高い信頼性を有する材料である。ただし、Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験
用要素及び基礎試験用要素にあっては、被覆管の強度限界を超えると考えられる厳しい条件下（高燃焼度、高被覆管温度等）で照射を行うため、被覆管が開孔する可能性がある。
（２）燃料要素
原子炉内における使用期間中、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時において、燃料要素の健全性は以下のように保たれる。
（ⅰ）Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素
53 条(1)-添付 4-57
[866]

ａ．燃料最高温度
Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素の燃料最高温度は、定格出力時の最大線出力密度（それぞれ 480W／cm 及び 500W／cm）においてそれぞれ約 2,480℃及び約 2,520℃であり、また、過出力時の最大線出力密度（それぞれ 520W／cm 及び 540W／cm）においてそれぞれ約 2,590℃及び約 2,630℃であり、設計方針を満足する。
ｂ．被覆管の内圧、応力等
Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素の被覆管内圧は、製造時に封入する不活性ガス、燃料
ペレットから放出される核分裂生成ガス等によって生じ、燃焼とともに徐々に上昇するが、ガスプレナムの体積を十分大きくとっているので、最高燃焼度の被覆管の内圧によるクリープ寿命分数和は、被覆管肉厚が最も薄い場合においても 1.0 未満である。
Ⅲ型及びⅣ型特殊燃料要素の被覆管応力は、燃焼初期においては、被覆管の内圧と外圧である１次冷却材の運転圧力約 0.29MPa[gage] （約 3kg／cm2[gage]）とがほぼ等しいので小さい。また、燃焼に伴って核分裂生成ガスの蓄積により内圧が徐々に上昇するが、通常運転時における一次膜応力の最大値は被覆管の材料の Sm
値より十分小さい。
さらに、照射クリープ、スエリング等によるⅢ型及びⅣ型特殊燃料要素の被覆管の歪は十分小さく、各種の応力サイクルによる累積疲労サイクルは設計疲労寿命に比べて十分小さい。
（ⅱ）Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素
ａ．燃料最高温度
Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素の燃料最高温度は、定格出力時の最大線出力密度（それぞれ 480W／cm 及び 500W／cm）においてそれぞれ約 2,480℃及び約2,520℃であり、また、過出力時の最大線出力密度（それぞれ 520W／cm 及び 540W／cm）においてそれぞれ約 2,590℃及び約 2,630℃であり、設計方針を満足する。
一方、被覆管開孔時における燃料最高温度は、2,680℃を超えない。
ｂ．被覆管の内圧、応力等
Ⅲ型及びⅣ型限界照射試験用要素は、最高燃焼度に至るまでにクリープ寿命分
数和が 1.0 を超えるよう設計されるため、被覆管が開孔に至る可能性がある。
（ⅲ）先行試験用要素
燃料部を溶融させない先行試験用要素について、設計仕様及び設計条件を第 3.7.4
表に、設計結果を第 3.7.5 表に示す。また、燃料部を溶融させる先行試験用要素について、設計仕様及び設計条件を第 3.7.6 表に、設計結果を第 3.7.7 表に示す。
ａ．燃料最高温度
先行試験用要素の燃料材は、照射挙動が不明確な材料を用いる場合があるが、融点及び熱伝導度等を安全側に考慮して設計するため、過出力時にあっても、燃料最高温度が溶融温度を超えない結果となる。また、一部の酸化物燃料にあっては、定格出力時に、燃料最高温度が溶融温度を超えるよう設計する場合があるが、同様に、融点及び熱伝導度等を安全側に考慮して設計するため、過出力時にあっても、燃料53 条(1)-添付 4-58[867]

溶融割合が 30％を超えない結果となる。
ｂ．被覆管の内圧、応力等
先行試験用要素の被覆管内圧は、燃料部から放出される核分裂生成ガス等によって生じ、燃焼とともに徐々に上昇するが、ガスプレナムの体積を十分大きくとる
ことにより、被覆管の内圧によるクリープ寿命分数和は、1.0 未満である。
先行試験用要素の被覆管応力は、燃焼初期においては小さい。また、燃焼に伴って内圧が徐々に上昇するが、通常運転時における一次膜応力は被覆管の材料の Sm
値より小さい。
さらに、各種の応力による累積疲労サイクルは設計疲労寿命に比べて小さい。
ｃ．被覆管の歪（燃料溶融に伴う燃料と被覆管の相互作用による歪）
酸化物燃料の燃料溶融時に生じる被覆管の歪は、燃料溶融割合が 30％であっても、3％を超えることはない。
（ⅳ）基礎試験用要素
基礎試験用要素について、設計仕様及び設計条件を第 3.7.8 表に、設計結果を第3.7.9 表に示す。
ａ．燃料最高温度
基礎試験用要素の燃料最高温度は、定格出力時の最大線出力密度を制限することにより、過出力時にあっても溶融温度を超えることはない。
ｂ．被覆管の内圧、応力等
基礎試験用要素の被覆管内圧は、燃料部から放出される核分裂生成ガス等によって生じ、燃焼とともに徐々に上昇するが、通常運転時における一次膜応力は被覆管の材料の Sm 値より小さい。
クリープ寿命分数和は、最高燃焼度に至るまでに 1.0 を超えるよう設計することがあるため、この場合は、被覆管が開孔に至る可能性がある。
（ⅴ）Ａ型用炉心燃料要素
炉心燃料集合体の燃料要素の評価結果と同様である。
（ⅵ）限界照射試験用補助要素
ａ．燃料最高温度
限界照射試験用補助要素の燃料最高温度は、定格出力時の最大線出力密度 480
W／cm において約 2,480℃であり、また、過出力時の最大線出力密度 520W／cm において約 2,590℃であり、設計方針を満足する。一方、被覆管開孔時における燃料
最高温度は、2,680℃を超えない。
ｂ．被覆管の内圧、応力等
限界照射試験用補助要素の被覆管内圧は、製造時に封入する不活性ガス、燃料ペレットから放出される核分裂生成ガス等によって生じ、燃焼とともに徐々に上昇
するが、ガスプレナムの体積を十分大きくとっているので、最高燃焼度の被覆管の内圧によるクリープ寿命分数和は、隣接する限界照射試験用要素の被覆管開孔時のクリープ損傷を考慮し、被覆管肉厚が最も薄い場合においても 1.0 未満である。
限界照射試験用補助要素の被覆管応力は、燃焼初期においては、被覆管の内圧と53 条(1)-添付 4-59[868]

外圧である１次冷却材の運転圧力約 0.29MPa[gage]（約 3kg／cm2[gage]）とがほぼ等しいので小さい。また、燃焼に伴って核分裂生成ガスの蓄積により内圧が徐々に上昇するが、通常運転時における一次膜応力の最大値は被覆管の材料の Sm 値より十分小さい。
さらに、照射クリープ、スエリング等による限界照射試験用補助要素の被覆管の歪は十分小さく、各種の応力サイクルによる累積疲労サイクルは設計疲労寿命に比べて十分小さい。
（３）燃料集合体
燃料集合体は、輸送中又は取扱中並びに通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時に種々の荷重が加わるが、これらの荷重に対して十分な強度を有している。
先行試験用要素を装填したＢ型照射燃料集合体にあっては、燃料溶融状態にある先行試験用要素の被覆管が破損した際に発生する内壁構造容器内の圧力に対し、内壁構
造容器の健全性が確保されることを確認した。
この発生する圧力の評価には、高速炉安全解析コードであり、実験の解析により妥当性が確認されているＳＡＳ３Ｄを改良したＳＡＳ４Ａ(13)～(17)を使用した。
内壁構造容器及び先行試験用要素を円筒形モデルにて、内壁構造容器の内径 13mm、先行試験用要素の被覆管の外径 8.5mm、燃料ペレットの直径 7.5mm、スミア密度 85％Ｔ
Ｄの仕様で、燃料溶融割合を安全側に 40％として発生する圧力を評価した結果、最大13.2MPa である。
この圧力は、ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼の 675℃で 15,000 時間使用した時の許容応力から求められる内壁構造容器の耐圧 30.6MPa を下回るため、内壁構造容器の健全性は確保される。
基礎試験用要素を装填したＢ型照射燃料集合体にあっては、基礎試験用要素の被覆
管の開孔時及び開孔後の継続使用時においても、基礎試験用要素から放出される核分
裂生成ガスの圧力が、最大 9.82MPa であり、ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼の 675℃で15,000 時間使用した時の許容応力から求められる密封構造容器の耐圧 30.6MPa を下回るため、密封構造容器の健全性は確保される。
なお、事故と相まって基礎試験用要素の被覆管が開孔しても、事故時の密封構造容器の到達温度 800℃は、密封構造容器が破損に至る温度 906℃を下回るため、事故時であっても密封構造容器の健全性は確保される。
3.7.4 参考文献
（1）加藤正人他、「高速炉用ウラン・プルトニウム混合酸化物燃料の融点に及ぼす酸素・金属比の影響、日本原子力学会和文論文誌、Vol. 7, No. 4, p420(2008)（2）核燃料サイクル開発機構、「Ｄ型照射リグの設計報告書」、JNC TN9410 99-010(1999)（3）尾形 他, 電力中央研究所 研究報告 T95030 (1996)（4）T. Ogata et al., J. Nucl. Mater. 250 (1997) 171.
（5）K. Nakamura et al., J. Nucl. Mater. 275 (1999) 246.
（6）T. Ogata et al., J. Nucl. Sci. Technol., 37 (2000) 244.
53 条(1)-添付 4-60
[869]

（7）K. Nakamura et al., J. Nucl. Sci. Technol., 38 (2001) 112.
（8）D.D. Keiser Jr. and M.C. Petri, J. Nucl. Mater. 240 (1996) 51.
（9）A.B. Cohen, H. Tsai and L.A. Neimark, J. Nucl. Mater. 204 (1993) 244.
（10）Integral Fast Reactor Program, Annual Progress Report FY 1993, ANL-IFR-244.
（11）H. Tsai, Y.Y. Liu, D. Wang and J.M. Kramer, Proc. Int. Conf. Fast Reactor andRelated Fuel Cycles, Kyoto (Atomic Energy Society of Japan, 1991).
（12）H. Tsai, Proc. Int. Fast Reactor Safety Meeting, Snowbird, 1990, vol.Ⅱ(American Nuclear Society, 1990).
（13）丹羽元, 小山和也, 高速炉安全解析コード SAS4A の導入整備と試計算に基づく改良検証計画 ZN9410 86-024, 1986 年 3 月（14）川田賢一, SAS4A コードによる CABRI-2 E3 試験解析 ZN9410 93-185, 1993 年 8 月（15）久保重信, SAS4A による CABRI-Ⅱ E7 試験解析 ZN9410 94-280, 1994 年 10 月
（16）川田賢一, 佐藤一憲, 丹羽元, "CABRI-2 炉内試験総合評価(2)：破損後物質移動モデ
ルの改良と適用", 日本原子力学会 1993 年秋の大会 1993 年 10 月 9～11 日 神戸商船大
学, 予稿集 p109
（17）佐藤一憲, "CABRI-2 炉内試験総合評価(3)：単相冷却材中での破損後挙動",日本原子力学会 1994 年春の年会 1994 年 3 月 29～31 日 筑波大学, 予稿集 p367

53 条(1)-添付 4-61[870]

53 条(1)-添付 4-62[871]

炉心燃料集合体
内側燃料集合体
外側燃料集合体

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）

内側燃料領域
外側燃料領域

炉心挿入位置

燃料集合体の挿入量
最大19体
最大60体

2,650℃
2,650℃

過出力時

2,350℃
2,350℃

燃料最高温度

燃料集合体の使用条件（1／4）

定格出力時

第3.7.1表

620℃
620℃

被覆管最高温度（肉厚中心）
定格出力時

90,000ＭＷｄ／ｔ
90,000ＭＷｄ／ｔ

最高燃焼度

53 条(1)-添付 4-63[872]

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素
内壁構造容器
密封構造容器

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素

700℃
610℃
750℃
660℃
－
－
620℃
－
－
－

Ａ型照射燃料集合体
装填時

溶融温度以下 ＊ １
溶融温度以下2,650℃
2,680℃

溶融温度以下 ＊ １
溶融温度以下2,350℃
2,540℃－－
2,680℃
2,680℃－－－
2,680℃

限界照射試験用要素の被覆管開孔時

700℃
610℃
700℃
610℃
750℃
750℃
－
700℃
675℃
675℃

700℃
610℃
－
－
－
－
－
－
－
－

被覆管最高温度（肉厚中心） ＊ ３
定格出力時
Ｃ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
装填時
装填時

2,680℃
2,680℃
2,680℃
2,680℃

過出力時

2,540℃
2,540℃
2,540℃
2,540℃

定格出力時

燃料最高温度第3.7.1表 燃料集合体の使用条件（2／4）

30％ ＊ ２－－－
20％ ＊ ２
－
－
－

700℃
610℃
700℃
610℃
－
－
－
700℃
－
－

Ｄ型照射燃料集合体
装填時

－
－
－
－

過出力時

－
－
－
－

定格出力時

燃料最大溶融割合

53 条(1)-添付 4-64[873]

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素
限界照射試験用補助要素

照射燃料集合体
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
限界照射試験用補助要素

燃料集合体の使用条件（3／4）

130,000MWd/t
130,000MWd/t
150,000MWd/t
150,000MWd/t－－
90,000MWd/t－

Ａ型照射燃料集合体
装填時

890℃
810℃
－
－

890℃
810℃
－
890℃

130,000MWd/t
130,000MWd/t
200,000MWd/t
200,000MWd/t
200,000MWd/t
200,000MWd/t－
130,000MWd/t

130,000MWd/t
130,000MWd/t
－
－
－
－
－
－

最高燃焼度
Ｃ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
装填時
装填時

890℃
810℃
－
890℃

被覆管最高温度（肉厚中心）限界照射試験用要素の被覆管の開孔時
Ｄ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
Ａ型照射燃料集合体
装填時
装填時
装填時

第3.7.1表

130,000MWd/t
130,000MWd/t
200,000MWd/t
200,000MWd/t－－－
130,000MWd/t

Ｄ型照射燃料集合体
装填時

－
－
3％
－

被覆管円周方向最大引張塑性歪53 条(1)-添付 4-65

[874]

＊１
＊２
＊３
＊４
＊５
＊６

：
：
：
：
：
：

最大1回 ＊ ６

最大1回 ＊ ６－

最大4回限界照射試験用要素
装填時

第2.4.1表のとおり

燃料集合体の挿入量

－
最大14回
－
－

炉心燃料領域 ＊ ４（外側燃料領域 ＊ ５ ）
炉心燃料領域 ＊ ４
炉心燃料領域 ＊ ４
炉心燃料領域 ＊ ４
年間照射試験回数
先行試験用要素装填時

炉心挿入位置

燃料集合体の使用条件（4／4）

酸化物燃料を除く。
酸化物燃料の場合。
内壁構造容器及び密封構造容器にあっては、内壁構造容器または密封構造容器の最高温度。
制御棒及び後備炉停止制御棒の隣接位置に装荷しないものとする。
Ａ型用炉心燃料要素（外側）装填時。
Ｂ型照射燃料集合体とＤ型照射燃料集合体の合計。

照射燃料集合体
Ａ型照射燃料集合体
Ｂ型照射燃料集合体
Ｃ型照射燃料集合体
Ｄ型照射燃料集合体

Ｂ型照射燃料集合体
Ｃ型照射燃料集合体
Ｄ型照射燃料集合体

照射燃料集合体
Ａ型照射燃料集合体

第3.7.1表

－
最大14回
－
－

基礎試験用要素
装填時

53 条(1)-添付 4-66[875]

炉心燃料要素（外側）

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）

炉心燃料集合体
炉心燃料要素（内側）約0.35mm

肉厚

同上

約9mm

燃料ペレット長さ

同上

約154cm
同上

約50cm
同上

約58cm
同上

約0.1mm
同上

燃料要素全長同上
燃料要素有効長さ（燃料ペレット部）
同上

同上
燃料ペレット－被覆管間隙（半径）ガスプレナム長さ

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３０４ステンレス鋼プレナムスリーブ

同上

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼、ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)同上
その他の部品の材料
端栓

ウラン酸化物 ＊ ３
焼結ペレット種類

熱遮へいペレット部

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼
または高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)、(Ｂ)同上
同上
その他の部品の材料
上部反射体ペレット及びプレナムスプリング
下部反射体ペレット

約5.5mm

同上
被覆管
外径

約4.6mm

燃料ペレット（中実）直径

ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)スパイラルワイヤ

同上

ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)材料

同上

約94％理論密度

燃料ペレットの初期密度同上同上

約21wt％

同上

同上

燃料材
燃料ペレット部

約18wt％

ウラン濃縮度

原子炉級

プルトニウム
同位体組成比約16wt％

核分裂性 ＊ ２プルトニウム富化度

32wt％以下

プルトニウム含有率 ＊ １

プルトニウム・ウラン混合酸化物
焼結ペレット種類

燃料材
燃料ペレット部

第3.7.2表 燃料要素の主要仕様（1／6）

53 条(1)-添付 4-67[876]

（制限なし）

プルトニウムまたは ＊ ６ ＊ ７ウランの単体または混合物の酸化物、炭化物、窒化物または金属
80wt％以下

25wt％以下

25wt％以下

25wt％以下

25wt％以下

核分裂性 ＊ ２プルトニウム富化度

プルトニウム・ウラン混合酸化物
焼結ペレット同上
同上

Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素

同上

同上

32wt％以下

25wt％以下

約21wt％

約16wt％

プルトニウム・ウラン
左欄について、それぞれ 左欄について、それぞれ混合酸化物焼結ペレット、 32wt％以下、25wt％以下、 25wt％以下、20wt%以下、
プルトニウム・ウラン
30wt％以下、20wt％以下 24wt％以下、16wt%以下
混合炭化物焼結ペレット、
プルトニウム・ウラン
混合窒化物焼結ペレット
またはプルトニウム・ウラン
混合金属スラグ

Ａ型用炉心燃料要素（内側）

基礎試験用要素先行試験用要素同上

同上

Ⅳ型限界照射試験用要素

同上

同上

Ⅲ型限界照射試験用要素

同上

32wt％以下同上

プルトニウム・ウラン混合酸化物
焼結ペレットプルトニウム含有率 ＊ １

Ⅳ型特殊燃料要素

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素

種類

燃料材
燃料部

第3.7.2表 燃料要素の主要仕様（2／6）

同上

同上

同上

同上

同上

同上

同上

同上

原子炉級

26wt％以下

約18wt％

約18wt％

85wt％以下

85wt％以下

24wt％以下

26wt％以下

24wt％以下

26wt％以下

プルトニウム
ウラン濃縮度
同位体組成比53 条(1)-添付 4-68

[877]

同上
同上
ウランの酸化物、 ＊ ４ ＊ ６
炭化物、窒化物または金属
ウラン酸化物焼結ペレット ＊ ４
ウラン炭化物焼結ペレット、
ウラン窒化物焼結ペレット
またはウラン金属スラグ
ウラン酸化物 ＊ ３
焼結ペレット
同上
同上

同上
同上
同上
同上

約9mm
約9mm
15mm以下（該当なし）（該当なし）
4.6～7.5mm／約2mm
4.6～7.5mm／約2mm（該当なし）（該当なし）（該当なし）

5.3～6.6mm
5.18～6.18mm
4.6～7.5mm
4.6～7.5mm

約4.6mm
約4.6mm
5.3～6.6mm

95％理論密度以下
95％理論密度以下
95％理論密度以下
95％理論密度以下

約94％理論密度
約94％理論密度
95％理論密度以下

Ⅲ型限界照射試験用要素

Ⅳ型限界照射試験用要素

先行試験用要素

基礎試験用要素

Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素

同上
同上

ウラン酸化物 ＊ ３
焼結ペレット15mm以下種類

5.18～6.18mm／約2mm

5.3～7.5mm／約2mm

燃料ペレット長さ

5.18～6.18mm

5.3～7.5mm

燃料ペレット（中実）直径

熱遮へい部

95％理論密度以下

95％理論密度以下

燃料ペレットの初期密度

燃料ペレット（中空）
外径／内径

燃料材

Ⅳ型特殊燃料要素

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素

燃料部

第3.7.2表 燃料要素の主要仕様（3／6）

53 条(1)-添付 4-69

[878]

0.4～0.7mm

ステンレス鋼同上

オーステナイト系
ステンレス鋼同上
同上

オーステナイト系
ステンレス鋼または高速炉用フェライト系
ステンレス鋼（酸化物
分散強化型を含む）
ステンレス鋼オーステナイト系
ステンレス鋼同上
同上

0.3～0.8mm

同上

約0.35mm
同上
0.4～0.6mm

同上

約5.5mm
同上
6.4～7.5mm

ステンレス鋼（クロム又はクロムとニッケルを含有させた合金鋼、酸化物
物分散強化型を含む）
オーステナイト系
ステンレス鋼同上
同上

基礎試験用要素

Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼5.4～8.5mm

6.5～7.5mm 0.56～0.76mm

オーステナイト系
ステンレス鋼または高速炉用フェライト系
ステンレス鋼（酸化物
分散強化型を含む）

オーステナイト系
ステンレス鋼オーステナイト系
ステンレス鋼先行試験用要素高速炉用フェライト系
ステンレス鋼

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼

0.4～0.6mm

オーステナイト系
ステンレス鋼その他の部品の材料
ワイヤスペーサオーステナイト系
ステンレス鋼端栓

Ⅳ型限界照射試験用要素

6.4～7.5mm

6.5～7.5mm 0.56～0.76mm

6.4～8.5mm

肉厚

オーステナイト系
ステンレス鋼

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼オーステナイト系
ステンレス鋼

被覆管
外径

燃料要素の主要仕様（4／6）

Ⅲ型限界照射試験用要素

Ⅳ型特殊燃料要素

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素

材料

第3.7.2表

53 条(1)-添付 4-70

[879]

同上
同上
同上

同上
同上
同上
同上
同上

同上
同上
同上
オーステナイト系
ステンレス鋼同上
ＳＵＳ３０４ステンレス鋼同上
オーステナイト系
ステンレス鋼

高速炉用フェライト系
ステンレス鋼オーステナイト系
ステンレス鋼
高速炉用フェライト系
ステンレス鋼ステンレス鋼同上
オーステナイト系
ステンレス鋼同上
同上

Ⅲ型限界照射試験用要素

Ⅳ型限界照射試験用要素

先行試験用要素

基礎試験用要素

Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素

Ⅳ型特殊燃料要素

ステンレス鋼プレナムスリーブ

オーステナイト系
ステンレス鋼プレナムスプリング

オーステナイト系
ステンレス鋼

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素

その他の部品の材料

燃料要素の主要仕様（5／6）

上部反射体ペレット及び下部反射体ペレット

第3.7.2表

53 条(1)-添付 4-71[880]

燃料要素の主要仕様（6／6）

同上
同上
200cm以下同上
約154cm
同上
200cm以下

同上
同上
同上
同上
同上
同上
同上

同上
同上
150cm以下
同上
約58cm
同上
90cm以下約0.1mm0.2mm以下
同上
約0.1mm
同上
0.2mm以下

Ⅳ型限界照射試験用要素

先行試験用要素

基礎試験用要素

Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）Pu/(Pu+ 241 Am+Ｕ)。
( 239 Pu+ 241 Pu)/(Pu+ 241 Am+Ｕ) 。
劣化ウラン。
天然ウランまたは劣化ウラン。
ＭＫ－Ⅱ炉心から継続して使用する燃料要素の場合。
燃料材の他、マイナーアクチニドや核分裂生成物を混入させる場合がある。
ただし、マイナーアクチニド及び核分裂生成物の最大混入割合は50wt％とする。
ペレットでない酸化物の場合、Ｏ／Ｍ比を調整するため、ウラン金属を混入させる場合がある。
ただし、ウラン金属の最大混入割合は10wt％とする。

：
：
：
：
：
：
：

＊１
＊２
＊３
＊４
＊５
＊６

＊７

限界照射試験用補助要素

同上

同上

同上

約0.1mm200cm以下

0.2mm以下

Ⅳ型特殊燃料要素

50cm以下（55cm以下 ＊ ５ ）Ⅲ型限界照射試験用要素

90cm以下0.2mm以下

照射燃料集合体
Ⅲ型特殊燃料要素

燃料要素有効長さ
燃料ペレット－
燃料要素全長ガスプレナム長さ（燃料部）
被覆管間隙（半径）第3.7.2表

53 条(1)-添付 4-72

[881]

下部反射体

組枠

その他の部品の材料
ノックバー

燃料集合体全長

燃料要素間隔保持方式

燃料要素配列燃料要素ピッチ

装填燃料要素個数
炉心燃料要素（内側）炉心燃料要素（外側）エントランスノズル
材料

ハンドリングヘッド
材料

六角外対辺長さ

ラッパ管
材料

第3.7.3表

約6.47mm
正三角格子配列
ワイヤスペーサ型
約297cm

約6.47mm
正三角格子配列
ワイヤスペーサ型
約297cm

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)、(Ｂ)

127本
－
127本

127本
127本
－

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)、(Ｂ)

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)
約78.5mm

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼または
高Niオーステナイト系
ステンレス鋼(Ａ)
約78.5mm

炉心燃料集合体
外側燃料集合体
内側燃料集合体

燃料集合体の主要仕様（1／6）

53 条(1)-添付 4-73[882]

ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）

タイロッド
個数
材料

コンパートメント
装填個数
α型コンパートメント
β型コンパートメント
γ型コンパートメント
δ型コンパートメント

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約78.5mm

試料部六角管
材料

エントランスノズル
材料

ハンドリングヘッド
材料

六角外対辺長さ

ラッパ管
材料

1本
最大1本
最大1本
（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）

ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約78.5mm

Ａ型照射燃料集合体
バンドル型
コンパートメント型

6本（該当なし）（該当なし）
6本 ＊ 1（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（該当なし）

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約78.5mm

Ｂ型照射燃料集合体

照射燃料集合体

第3.7.3表 燃料集合体の主要仕様（2／6）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）

ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約78.5mm ＊ ５

Ｃ型照射燃料集合体

6～18本（該当なし）（該当なし）
最大6本 ＊ 1
最大18本 ＊ 1

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（該当なし）

ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６ステンレス鋼ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約78.5mm

Ｄ型照射燃料集合体

53 条(1)-添付 4-74[883]

燃料集合体全長

燃料要素間隔保持方式

燃料要素配列燃料要素ピッチ
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素

装填燃料要素個数
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
Ａ型用炉心燃料要素（内側）Ａ型用炉心燃料要素（外側）限界照射試験用補助要素（該当なし）
ワイヤスペーサ型、グリッドスペーサ型及びシュラウド管型
約297cm

正三角格子配列等
ワイヤスペーサ型及びグリッドスペーサ型
約297cm ＊ ６

6～11mm
6～11mm
6～11mm
6～11mm（該当なし）（該当なし）
6～11mm（該当なし）
ワイヤスペーサ型、グリッドスペーサ型及びシュラウド管型
約297cm

6～11mm
6～11mm
6～11mm
6～11mm
約6.47mm
約6.47mm（該当なし）
正三角格子配列等 ＊ ４
ワイヤスペーサ型、グリッドスペーサ型及びシュラウド管型
約297cm

正三角格子配列等
ワイヤスペーサ型及びグリッドスペーサ型
約297cm

6～11mm
6～11mm
6～11mm
6～11mm（該当なし）（該当なし）
6～11mm

最大30本
最大30本
最大30本
最大6本
最大6本
（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大18本
最大91本
最大91本
最大91本
（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）

最大30本
最大30本
最大30本
最大6本
最大6本
最大6本
最大6本
（該当なし）（該当なし）
最大18本
6～11mm
6～11mm（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）

Ｄ型照射燃料集合体

Ｃ型照射燃料集合体 ＊ １

Ｂ型照射燃料集合体

照射燃料集合体

6～11mm
6～11mm－－
約6.47mm
約6.47mm（該当なし）

Ａ型照射燃料集合体
コンパートメント型
バンドル型
最大113本最大115本
最大5本
最大7本
最大5本
最大7本
最大1本
（該当なし）
最大1本（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大108本最大108本最大108本最大108本
（該当なし）（該当なし）

第3.7.3表 燃料集合体の主要仕様（3／6）

53 条(1)-添付 4-75

[884]

1本
（該当なし）（該当なし）
最大1本
最大1本
シュラウド管型

1本（該当なし）（該当なし）
最大1本
最大1本
ワイヤスペーサ型

最大5本
最大5本
最大5本
（該当なし）（該当なし）
グリッドスペーサ型

最大5本
最大5本
最大5本
（該当なし）（該当なし）
ワイヤスペーサ型

装填燃料要素個数
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素

燃料要素間隔保持方式

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約14～19mm
約0.55mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約23.1mm
約0.55mm

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約14～19mm
約0.55mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約23.1mm
約0.55mm（該当なし）（該当なし）

1本または3本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（規定なし）（規定なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（規定なし）（規定なし）（該当なし）（該当なし）

1本または3本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（規定なし）（規定なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼（規定なし）（規定なし）

シュラウド管
個数
材料

ピンタイロッド
個数
材料

内径
肉厚

内管
個数
材料

外径
肉厚

外管
個数
材料

β型コンパートメント
シュラウド管型
ワイヤスペーサ型

照射燃料集合体
コンパートメント

燃料集合体の主要仕様（4／6）

α型コンパートメント
グリッドスペーサ型
ワイヤスペーサ型

第3.7.3表

53 条(1)-添付 4-76[885]

1本 ＊ ２（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大1本（該当なし）
シュラウド管型

1本 ＊ ２（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大1本（該当なし）
ワイヤスペーサ型

1本 ＊ ２（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大1本（該当なし）（該当なし）
シュラウド管型

1本 ＊ ２（該当なし）（該当なし）（該当なし）（該当なし）
最大1本（該当なし）（該当なし）
ワイヤスペーサ型（該当なし）（該当なし）
最大5本 ＊ ２
最大5本
最大5本
最大1本 ＊ ３
最大1本 ＊ ３（該当なし）（該当なし）
最大3本 ＊ ３
グリッドスペーサ型（該当なし）（該当なし）
最大5本 ＊ ２
最大5本
最大5本
最大1本 ＊ ３
最大1本 ＊ ３（該当なし）（該当なし）
最大3本 ＊ ３
ワイヤスペーサ型

燃料要素間隔保持方式

装填燃料要素個数
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素
Ⅲ型限界照射試験用要素
Ⅳ型限界照射試験用要素
先行試験用要素
基礎試験用要素
限界照射試験用補助要素

内径
肉厚

密封構造容器1本 ＊ ７
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼13mm以下2.8mm以上
密封構造容器1本 ＊ ７
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼13mm以下2.8mm以上
内壁構造容器1本 ＊ ７
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼13mm以下2.8mm以上

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約22.4mm
約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm

内壁構造容器1本 ＊ ７
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼13mm以下2.8mm以上

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約22.4mm
約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm（該当なし）（該当なし）

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約22.4mm
約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm（該当なし）（該当なし）

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼（該当なし）（該当なし）

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約22.4mm
約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm

内壁構造容器または密封構造容器
個数
材料（該当なし）（該当なし）

1本または3本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約22.4mm
約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm

基礎試験用
シュラウド管型
ワイヤスペーサ型（該当なし）（該当なし）

1本または3本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼－約0.6mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約26.4mm
約0.6mm

グリッドスペーサ型

シュラウド管
個数
材料

ピンタイロッド
個数
材料

内径
肉厚

内管
個数
材料

外径
肉厚

外管
個数
材料

ワイヤスペーサ型

照射燃料集合体
コンパートメント
γ型コンパートメント
先行試験用
シュラウド管型
ワイヤスペーサ型

第3.7.3表 燃料集合体の主要仕様（5／6）

53 条(1)-添付 4-77

[886]

＊４
＊５
＊６
＊７

＊３

＊２

＊１

1本
オーステナイト系
ステンレス鋼1本 ＊ ２
最大1本
最大1本
シュラウド管型

1本 ＊ ２最大1本
最大1本
ワイヤスペーサ型

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約12.8mm
約0.5mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約16.4mm
約0.4mm1本
オーステナイト系
ステンレス鋼1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約12.8mm
約0.5mm

1本
ＳＵＳ３１６相当
ステンレス鋼約16.4mm
約0.4mm：

照射燃料集合体には、ステンレス鋼のダミー要素のみを装填したコンパートメントを装填する場合がある。
全てがダミー要素となる場合は、核燃料物質を含まない試料を装填したダミーコンパ
ートメントとすることができる。
： 燃料要素を装填しないコンパートメントについては、ステンレス鋼のダミー要素、または、核燃料物質を含まない試料を装填する。
： 限界照射試験用要素を装填するコンパートメントについては、限界照射試験用要素1
本を限界照射試験用補助要素3本と共に1本のコンパートメントに装填する。
： コンパートメント内を除く。
： 計測線付Ｃ型照射燃料集合体の場合は70mm以下。
： 計測線付Ｃ型照射燃料集合体の場合は約12m以下。
： 燃料要素またはダミー要素を装填しないダミー容器がある。

燃料要素間隔保持方式

装填燃料要素個数
Ⅲ型特殊燃料要素
Ⅳ型特殊燃料要素

シュラウド管
個数
材料

内径
肉厚

内管
個数
材料

外径
肉厚

外管
個数
材料

照射燃料集合体
コンパートメント
δ型コンパートメント
シュラウド管型
ワイヤスペーサ型

第3.7.3表 燃料集合体の主要仕様（6／6）

第3.7.4表 先行試験用要素（燃料溶融なし、使用末期）の設計仕様及び設計条件
項目

設計仕様及び設計条件

設計仕様
燃料部
種類

プルトニウム・ウラン混合酸化物焼結ペレット

プルトニウム含有率

30wt％以下

燃料ペレット外径7.32mm

燃料ペレット内径

1.8mm

燃料ペレットの初期密度

95％理論密度

被覆管
種類

高Niオーステナイト系ステンレス鋼（Ａ）

外径

8.5mm

肉厚

0.5mm

燃料要素有効長さ（燃料部）

500mm

ガスプレナム長さ980mm

設計条件（通常運転時）
燃料要素最高燃焼度

200,000ＭＷｄ／ｔ

最大線出力密度450Ｗ／cm

燃焼時間2,280日被覆管最高温度（肉厚中心）

700℃

第3.7.5表 先行試験用要素（溶融なし、使用末期）の設計結果
項目

設計結果

制限値または許容値

燃料最高温度（過出力時）

約2,510℃

2,680℃

被覆管内圧

約9.02ＭPa

－

約0.2

1

通常運転時

約137.8Ｎ／mm２

158.6Ｎ／mm２

過出力時

約143.3Ｎ／mm２
約0.7

153.5Ｎ／mm２
1

クリープ寿命分数和
被覆管一次膜応力

累積疲労サイクル

53 条(1)-添付 4-78[887]

第3.7.6表

先行試験用要素（燃料溶融あり、使用初期）の設計仕様及び設計条件
項目

設計仕様及び設計条件

設計仕様
燃料部
種類

プルトニウム・ウラン混合酸化物焼結ペレット

プルトニウム含有率

30wt％以下

燃料ペレット直径6.44mm

燃料ペレットの初期密度

95％理論密度

被覆管
種類

高Niオーステナイト系ステンレス鋼（Ａ）

外径

7.5mm

肉厚

0.45mm

燃料要素有効長さ（燃料部）

500mm

ガスプレナム長さ865mm

設計条件（通常運転時）
最大線出力密度640Ｗ／cm

被覆管最高温度（肉厚中心）
第3.7.7表

650℃

先行試験用要素（溶融あり、使用初期）の設計結果

項目
燃料溶融割合（過出力時）

設計結果

制限値または許容値

約30％

30%

被覆管一次膜応力２240.2Ｎ／mm

２２228.4Ｎ／mm
3%

２

通常運転時

約6.5Ｎ／mm

過出力時

約6.8Ｎ／mm
約1％

被覆管の歪（燃料と被覆管の相互作用）

53 条(1)-添付 4-79
[888]

第3.7.8表

基礎試験用要素（使用末期）の設計仕様及び設計条件

項目

設計仕様及び設計条件

設計仕様
燃料部
種類

プルトニウム・ウラン混合酸化物焼結ペレット

プルトニウム含有率

30wt％以下

燃料ペレット外径7.32mm

燃料ペレット内径

1.8mm

燃料ペレットの初期密度

95％理論密度被覆管
種類

ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼

外径

8.5mm

肉厚

0.5mm

燃料要素有効長さ（燃料部）

500mm

ガスプレナム長さ680mm

設計条件（通常運転時）
燃料要素最高燃焼度

100,000ＭＷｄ／ｔ

最大線出力密度450Ｗ／cm

燃焼時間

1,140日被覆管最高温度（肉厚中心）

700℃

第3.7.9表
項目

基礎試験用要素（使用末期）の設計結果
設計結果

制限値または許容値

燃料最高温度（過出力時）

約2,510℃

2,680℃

被覆管内圧

約7.09ＭPa

－

約2.0

－

通常運転時

約108.2Ｎ／mm２

135.1Ｎ／mm２

過出力時

約113.0Ｎ／mm２

118.3Ｎ／mm２

クリープ寿命分数和
被覆管一次膜応力53 条(1)-添付 4-80[889]

第 3.7.1 図 炉心燃料要素

53 条(1)-添付 4-81
[890]

ハンドリング
ヘッド

D

D
燃料要素
ラッパ管

E

78 .5

E

C-C断面
下部反射体

ノックバー

エントランス
ノズル
D-D断面

下部反射体
C

C

E-E断面

第 3.7.2 図 炉心燃料集合体

53 条(1)-添付 4-82
[891]

第 3.7.3 図 ＳＵＳ３１６の破断時の円周方向塑性歪

53 条(1)-添付 4-83[892]

A型用炉心燃料要素（最大装填時）燃料要素

Ⅲ型またはⅣ型
特殊燃料要素（最大装填時）

試料部六角管
ラッパ管

A型照射燃料集合体
Ⅲ型またはⅣ型
特殊燃料要素（最大装填時）

燃料要素

γ型コンパートメント

ピンタイロッド
タイロッド
ラッパ管

B型照射燃料集合体

D型照射燃料集合体
Ⅲ型またはⅣ型
特殊燃料要素（最大装填時）
試料部六角管

ラッパ管

C型照射燃料集合体

第 3.7.4 図 照射燃料集合体－断面図 （参考用）

53 条(1)-添付 4-84[893]

ハンドリングヘッド

コンパートメント
上部端栓
ワイヤスペーサ

六角管

プレナムスプリング

Ａ型用炉心燃料要素
要素反射体
熱遮へいペレット

スペーサパッド

燃料ペレット
被覆管

ラッパ管

下部端栓
下部反射体

試 験 用 要 素Ａ型用炉心燃料要素
試験用要素

シュラウド管
コンパートメント内管

エントランスノズル

コンパートメント外管
六角管
ラッパ管

断

面

第 3.7.5 図 Ａ型照射燃料集合体－限界照射試験用 （参考用）

53 条(1)-添付 4-85
[894]

ハンドリングヘッド
ロックナット

上部キャップ
上部端栓
ワイヤスペーサ

タイロッド
コンパートメント

プレナムスプリング
スペーサパッド
要素反射体

試験用要素

熱遮へいペレット
燃料ペレット
被覆管試験用補助要素

Ａ

Ａ
ラッパ管

下部端栓

試 験 用 要 素

オリフィス

冷却材流入孔下部ストレーナ
コンパートメント
試験用要素
試験用補助要素
コンパートメント内管
コンパートメント外管
エントランスノズル

ピンタイロッド
特殊燃料要素
タイロッド
ラッパ管
断面Ａ－Ａ

第 3.7.6 図 Ｂ型照射燃料集合体－限界照射試験用 （参考用）

53 条(1)-添付 4-86[895]

ハンドリングヘッド
ロックナット

上部キャップ上部ストレーナ
上部端栓
ワイヤスペーサ

タイロッド
コンパートメント
内壁構造容器プレナムスプリング

燃料要素
スペーサパッド
燃料要素

要素反射体

容器胴

熱遮へい部
燃料部
被覆管

Ａ

Ａ
ラッパ管
下部ストレーナ

下部端栓

燃料要素

オリフィス
内壁構造容器下部ストレーナ

冷却材流入孔コンパートメント
燃料要素
内壁構造容器
コンパートメント内管
コンパートメント外管
エントランス
ノズル

タイロッド
ラッパ管
断面Ａ－Ａ

第 3.7.7 図 Ｂ型照射燃料集合体－先行試験用 （参考用）

53 条(1)-添付 4-87[896]

ハンドリングヘッド
ロックナット

上部キャップ
上部端栓
ワイヤスペーサ

タイロッド
コンパートメント
密封構造容器プレナムスプリング

燃料要素
スペーサパッド

要素反射体

燃料要素

容器胴

熱遮へい部
燃料部
被覆管

Ａ

Ａ
ラッパ管

下部端栓

燃料要素

オリフィス
密封構造容器下部ストレーナ

冷却材流入孔コンパートメント
燃料要素
密封構造容器
コンパートメント内管
コンパートメント外管
エントランス
ノズル

タイロッド
ラッパ管
断面Ａ－Ａ

第 3.7.8 図 Ｂ型照射燃料集合体－基礎試験用 （参考用）

53 条(1)-添付 4-88
[897]

スペーサパッド

ハンドリングヘッド

ラッパ管
試料部六角管

スペーサパッド
照射試験用燃料要素

ラッパ管

試料部六角管断 面

エントランスノズル

第 3.7.9 図 Ｃ型照射燃料集合体 （参考用）

53 条(1)-添付 4-89[898]

第 3.7.10 図 計測線付Ｃ型照射燃料集合体 （参考用）

53 条(1)-添付 4-90
[899]

ハンドリングヘッド

タイロッド

上部キャップδ型コンパートメント

ラッパ管
温度モニタホルダ

燃料要素
シュラウド管

コンパートメント内管
コンパートメント外管

エントランスノズル
シュラウド管オリフィス

下部キャップ
コンパートメント
オリフィス

冷却材流入孔第 3.7.11 図 Ｄ型照射燃料集合体－δ型コンパートメント最大装填型 （参考用）

53 条(1)-添付 4-91
[900]

3.8 反射体及び遮へい集合体
3.8.1 概要
反射体は、基本的に、炉心燃料集合体の周囲に配置され、半径方向反射体領域を構成し、炉心から漏えいする中性子を散乱反射し、炉心内の中性子束分布を平坦化するとともに、透過中性子量を低減する遮蔽体としての役割を有する。反射体は、炉心の第 5、6 列に装荷される内側反射体、第 6、7、8 列に装荷される外側反射体（Ａ）、及び原子力材料の照射を目的として装荷される材料照射用反射体から構成する。
遮へい集合体は、反射体の外側に配置され、炉心から漏えいしてくる中性子を吸収し、透過中性子量を低減する役割を有する。遮へい集合体は炉心の第 9、10 列に装荷される。
反射体及び遮へい集合体は、炉心燃料集合体と同じ外形を有し、核燃料物質取扱設備等により取り扱うことができる。また、ガンマ線加熱等により高温になるのを防ぐため、ラッパ管内部に冷却材流路を有する。冷却材は、炉心支持板低圧プレナムを経由し、反射体及び遮へい集
合体のエントランスノズル下部から流入する。冷却材流量は、炉心流量配分計画に基づき決定されたエントランスノズルのオリフィス孔により調節する。
3.8.2 設計方針
（１）反射体（ⅰ）炉心設計上より必要なステンレス鋼を充填する。
（ⅱ）ガンマ線加熱等により高温になるのを防ぐように構造設計する。
（ⅲ）地震時の荷重に耐えるものにする。
（２）遮へい集合体（ⅰ）遮へい要素は、遮へい材の温度、中性子吸収により生じたヘリウムガスによる内部圧力、被覆管の応力及び歪等を制限することにより、その健全性を確保する。
（ⅱ）遮へい集合体は、種々の荷重に基づく応力及び変形を制限することにより、その健全性を確保する。また、遮へい集合体が他の構成部品の機能を阻害することがないようにする。
3.8.3 主要設備
（１）内側反射体
内側反射体は、炉心の第 5、6 列に装荷されるもので、ステンレス鋼丸棒の反射体要素 7
本を上下グリッド板にて支持し、7 本ロッドクラスタとしてラッパ管に収納した構造を有する（第 3.8.1 図参照）
。主要仕様を第 3.8.1 表に示す。
（２）外側反射体（Ａ）
外側反射体(Ａ)は、炉心の第 6、7、8 列に装荷されるもので、正六角断面のステンレス
鋼製の積層板から構成する反射体要素をラッパ管に収納した構造を有する（第 3.8.2 図参照）。主要仕様を第 3.8.1 表に示す。積層板の中心には、穴が設けられており、積層板相互間の連結及び冷却材流路の形成に用いる円管が設置されている。また、積層板の軸方向保持に用いる積層板押えバネを積層板の上部に設ける。
（３）材料照射用反射体
53 条(1)-添付 4-92[901]

材料照射用反射体は、炉心燃料領域、反射体領域又は遮へい集合体領域に装荷され、原子力材料（ステンレス鋼又は制御棒用材料等）の照射試験に用いられる。炉心燃料領域に装荷する材料照射用反射体は最大 1 体とする。ラッパ管内には、原子力材料の照射用試験片が収納される。主要仕様を第 3.8.1 表に示す。
（４）遮へい集合体
遮へい集合体は、炉心の第 9、10 列に装荷されるもので、炭化ほう素ペレットを封入した遮へい要素 7 本を上下グリッド板で支持し、ラッパ管内に収納した構造を有する（第3.8.3 図参照）
。主要仕様を第 3.8.1 表に示す。

53 条(1)-添付 4-93[902]

53 条(1)-添付 4-94[903]

約2,970mm

約2,970mm

約2,970mm

約2,970mm

全長－

約26mm（中心部）

－
－

－
－

約25mmまたは約100mm
37個（厚さ約25mm）

－
7本

厚さ

約20mm
約1,000mm

－
－

－
－

－
－

ペレット直径

有効長さ

オーステナイト系ステンレス鋼
約2mm
約10at％
7本
－

－
－
－
－
原子力材料等

－
－
－
－
－

－
－
－
－
－

材料

肉厚

使用寿命

遮へい要素個数

照射用試験片

被覆管

炭化ほう素
－
－

－

材料

遮へい材

遮へい要素

－
－

ステンレス鋼の充填割合
約50％（上下端部）

－
－

－
約80％

約27mm
約70％（中心部）

反射体要素配列ピッチ

10個（厚さ約100mm）－－

反射体要素個数

－
－

－
約25mm

－

－

約2,100mm－

内径約20mm（上下端部）

ステンレス鋼(Ｂ)ステンレス鋼(Ｂ)

－

全長

直径

材料

反射体要素
－

約1.9mm－

約1.9mm

約1.9mm

肉厚

または高Niオーステナイト系

約78.5mm

約78.5mm

約78.5mm

約78.5mm

外側対辺間距離ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３１６

ステンレス鋼ステンレス鋼ステンレス鋼ステンレス鋼または高Niオーステナイト系

または高速炉用フェライト系

または高速炉用フェライト系

または高速炉用フェライト系

ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３１６

ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼

ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼

ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼

または高速炉用フェライト系

材料

ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼

ラッパ管

正六角形
ロッドクラスタラッパ管内蔵型

正六角形
ラッパ管内蔵型

正六角形
正六角形積層板ラッパ管内蔵型

正六角形

ロッドクラスタラッパ管内蔵型

形式

遮へい集合体外形状

材料照射用反射体

反射体
外側反射体(Ａ)

内側反射体

集合体

反射体及び遮へい集合体の主要仕様

項目第3.8.1表

第 3.8.1 図 内側反射体

53 条(1)-添付 4-95
[904]

第 3.8.2 図 外側反射体（Ａ）

53 条(1)-添付 4-96[905]

第 3.8.3 図 遮へい集合体

53 条(1)-添付 4-97[906]

3.9 制御設備及び非常用制御設備
3.9.1 制御棒及び制御棒駆動系
3.9.1.1 概要
原子炉施設には、反応度制御系統及び原子炉停止系統として、制御棒及び制御棒駆動系（主炉停止系）を設ける。制御棒及び制御棒駆動系は、通常運転時に予想される温度変化、実験物の移動その他の要因による反応度変化を制御できるように、また、炉心からの飛び出しを防止するように設計する。制御棒の反応度添加率は、その停止能力（原子炉停止系統）と併せて、想定される制御棒の異常な引き抜きが発生しても、燃料の許容設計限界を超えないものとする。
さらに、制御棒及び制御棒駆動系は、反応度価値の最も大きな制御棒 1 本が固着した場合においても、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に、原子炉を未臨界に移行することができ、かつ、低温状態において未臨界を維持できるものとし、制御棒の最大反応度価値及び反応度添加率は、想定される反応度投入事象に対して原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリを破損せず、かつ、炉心の冷却機能を損なうような炉心、炉心支持構造物又は原子炉内部構造物の損壊を起こさないものとする。
3.9.1.2 設計方針
制御棒及び制御棒駆動系の設計方針を以下に示す。
（１）反応度価値が最も大きな制御棒 1 本が、完全に引き抜かれた状態で固着した場合にあっても、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に、原子炉を未臨界に移行することができ、かつ、低温状態において未臨界を維持できるものとする。
（２）スクラム時挿入時間は、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価値 90％挿入までを 0.8 秒以下とする。
（３）制御棒は、基準地震動 SS の設計用地震波に基づく最大想定変位時においても十分な余裕をもって挿入できるようにする。
（４）個々の制御棒は全て別々に取付け、取外しが可能なようにする。
3.9.1.3 主要設備
3.9.1.3.1 制御棒
原子炉施設には制御材として、制御棒を設ける。炉心の反応度（原子炉の出力）は、制御棒の位置を調整することで制御する。また、原子炉スクラム時には、制御棒を、自重等により炉心に挿入することで原子炉を停止する。制御棒については、同一の構造及び機能を有す
る 4 本の独立したものを設ける。制御棒 4 本を炉心第 3 列に配置するものとし、その挿入により、原子炉を未臨界に移行することができる設計とする。
制御棒は、制御要素、ハンドリングヘッド及びダッシュラム等から構成する（第 3.9.1 図参照）。制御要素は、ほう素－10 を濃縮した炭化ほう素のペレットを薄肉のシュラウド管により被覆し、ステンレス鋼の円筒管（被覆管）に充填したものであり、上部には発生したヘリウムガスを制御要素外に放出するためのダイビングベル型のベント機構を有している。
ベント機構は中性子吸収材である炭化ほう素の 10B(n,α)7Li 反応等により生成するヘリウ
ムガス等を制御要素外に放出し、内圧の上昇を防ぐことを目的としており、これによって制53 条(1)-添付 4-98[907]

御棒の使用期間を長くすることができる。放出されたヘリウムガスは制御棒上部から原子炉容器上部のナトリウム中を経てカバーガス空間へ抜ける。
制御要素の型式には、冷却材であるナトリウムが制御要素内に浸入しないものとし、中性子吸収材充填部をヘリウム雰囲気とするヘリウムボンド型と、ベント機構から同部にナトリウムを導入する構造のナトリウムボンド型がある。なお、ナトリウムボンド型制御要素の被覆管内面は、ほう素及び炭素の浸入を防ぐため、クロムコーティング等を施すものとする。
制御棒の使用期間は、必要な制御能力を確保する上での制限である核的寿命と炭化ほう素
ペレットのスエリングによる被覆管との相互作用による機械的寿命のいずれか短い方で決定され、ナトリウムボンド型制御要素は、機械的寿命の長寿命化を図ったものである。
制御棒は中性子吸収材を充填したステンレス鋼製制御要素 7 本をクラスタとしてステンレス鋼製の円筒管（保護管）に収納した構造とする。保護管の下側には、制御棒が、原子炉スクラム時に、自重等により炉心に挿入され、着地する際に生じる衝撃を緩衝するためのダッシュラムを設ける。また、保護管の上側には、制御棒を制御棒駆動系と連結するためのハ
ンドリングヘッドを設ける。冷却材は、炉心支持板低圧プレナムを経由し、制御棒保護管脚部の冷却材流入口から流入する。主要仕様を以下に示す。
本数 4 本
制御要素数 7 本／制御棒
制御要素
中性子吸収材材料 炭化ほう素
被覆管材料 ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼
中性子吸収材有効長さ 約 65cm
中性子吸収材ペレット外径 約 16.3mm
被覆管肉厚 ヘリウムボンド型

約 0.8mmナトリウムボンド型 約 0.5mm
内圧調整機構 ベント型（ダイビングベル型）
核的寿命10％（軸方向平均ほう素－10 燃焼度)

保護管
保護管材料 ステンレス鋼
外径 約 64.7mm
突起部外径 約 72.7mm
3.9.1.3.2 制御棒駆動系
原子炉施設には、制御材駆動設備として、各制御棒に使用する 4 式の独立した制御棒駆動系を設ける。制御棒駆動系は、制御棒駆動機構、制御棒駆動機構上部案内管及び制御棒駆動
機構下部案内管から構成する。
制御棒駆動機構は、制御棒駆動機構上部案内管と組み合わせて、炉心上部機構に設置される（第 3.9.2 図参照）。制御棒は、ハンドリングヘッドにおいて、制御棒駆動機構上部案内管に収納されるエクステンションロッドを介して、制御棒駆動機構に吊り下げられる。エク53 条(1)-添付 4-99[908]

ステンションロッドは、制御棒をラッチ・デラッチするための内側エクステンションロッド、及び下部にグリッパを有し、制御棒の位置を調整する際に制御棒をラッチする外側エクス
テンションロッドから構成する。制御棒は、内側エクステンションロッドの下端が、外側エクステンションロッドの内側に収納され、下部のグリッパを押し広げることで、ラッチされる。なお、当該ラッチ操作では、エクステンションロッドを下降しつつ、内側エクステンシ
ョンロッドの下端を、制御棒のハンドリングヘッド底部に押し当てることで、内側エクステ
ンションロッドの下端を外側エクステンションロッドの内側に収納する。また、上記ラッチ
操作では、内側エクステンションロッドが外側エクステンションロッドに対して、相対的に上方に移動するため、内側エクステンションロッドの上部に設けられたアーマチュアと外側エクステンションロッドに接続された制御棒駆動機構の電磁石のギャップがなくなり、電磁石の励磁コイルを励磁することで、内側エクステンションロッドの位置を固定できる状態となる。制御棒ラッチ時にあっては、内側エクステンションロッドは、上部に設けられたアーマチュアが、外側エクステンションロッドに接続された制御棒駆動機構の電磁石に吸着されることで、その位置が固定されるため、制御棒は、エクステンションロッドと一体となり、制御棒駆動機構のケーシングに収納された駆動電動機（三相誘導電動機）により、減速機を介して、外側エクステンションロッドに接続されたボールナットスクリュを回転させることで、上下駆動され、炉心の反応度（原子炉の出力）は、制御棒の位置を調整する
ことで制御する（ボールナットスクリュ方式）。なお、駆動ストロークは約 65cm である。また、駆動電動機に設けられた電磁ブレーキにより、制御棒上下駆動の停止及び停止中の位置保持が行われる。制御棒の位置は、駆動電動機に設けられたシンクロ発信器により検出される。
内側エクステンションロッドが電磁石により固定され、制御棒をラッチした状態においては、制御棒駆動機構上部案内管に設けた加速スプリングが加速管を介して圧縮されるものとする。原子炉スクラム時には、制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断により、内側
エクステンションロッドは、自重及びスプリングにより下方に移動し、外側エクステンショ
ンロッドの外側に押し出されるため、制御棒がデラッチ（切り離し）される。制御棒は、自重及びスプリングにより加速されて、炉心に落下・挿入され、原子炉は停止する（バネ加速
重力落下方式）。原子炉スクラムに必要な機能（バネ加速重力落下方式）は、炉心の反応度（原子炉の出力）を制御するために使用する機能（ボールナットスクリュ方式）の故障が発生した場合においても、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に、原子炉を未臨界に移行することができ、かつ、低温状態において未臨界を維持できるものとする。炉心には、制御棒を所定の位置に導くため、ダッシュポットを有する制御棒駆動機構下部案内管が設置されており、制御棒は、当該下部案内管内に落下・挿入される。なお、燃料交換時にあっては、全ての制御棒をデラッチし、炉心に挿入した状態とする。制御棒駆動系の主な仕様を以下に示す。
台数 4 式
駆動方式 通常運転時 ボールナットスクリュ方式
スクラム時 バネ加速重力落下方式
53 条(1)-添付 4-100[909]

スクラム時挿入時間 0.8s 以下（制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価値 90％挿入までの時間）
駆動速度 引抜き 13cm／min 以下
挿入

13cm／min 以下

駆動ストローク 約 65cm
3.9.2 後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系
3.9.2.1 概要
原子炉施設には、非常用制御設備として、制御棒及び制御棒駆動系とは独立した後備炉停止
制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系（後備炉停止系）を設ける。制御棒及び後備炉停止制御棒
並びに後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系は、それぞれの想定される環境条件及び運転時の状態において、物理的・電気的に分離し、偶発的故障や地震等の自然現象等による共通要因又は従属要因によって同時にその機能が損なわれない設計とし、主炉停止系による原子炉停止が不能の場合でも、原子炉を停止するように設計する。
3.9.2.2 設計方針
後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系の設計方針を以下に示す。
（１）通常運転時の高温状態において、原子炉を未臨界に移行し未臨界を維持できるものとする。
（２）スクラム時挿入時間は、後備炉停止制御棒保持電磁石励磁断から後備炉停止制御棒反応度価値 90％挿入までを 0.8 秒以下とする。
（３）後備炉停止制御棒は、基準地震動 SS の設計用地震波に基づく最大想定変位時においても十分な余裕をもって挿入できるようにする。
（４）個々の後備炉停止制御棒は全て別々に取付け、取外しが可能なようにする。
3.9.2.3 主要設備
3.9.2.3.1 後備炉停止制御棒
原子炉施設には、制御材として、後備炉停止制御棒を設ける。通常運転時にあっては、全引抜位置とし、原子炉スクラム時には、後備炉停止制御棒を、自重等により炉心に挿入することで原子炉を停止する。後備炉停止制御棒については、同一の構造及び機能を有する 2 本の独立したものを設ける。後備炉停止制御棒 2 本を炉心第 5 列に配置するものとし、その挿入により、原子炉を未臨界に移行することができる設計とする。
後備炉停止制御棒は、制御要素、ハンドリングヘッド及びダッシュラム等から構成する。
制御要素は、ほう素－10 を濃縮した炭化ほう素のペレットを薄肉のシュラウド管により被覆し、ステンレス鋼の円筒管（被覆管）に充填したものであり、上部には発生したヘリウムガスを制御要素外に放出するためのダイビングベル型のベント機構を有している。ベント機構は中性子吸収材である炭化ほう素の 10B(n,α)7Li 反応等により生成するヘリウムガス等を制御要素外に放出し、内圧の上昇を防ぐことを目的としており、これによって後備炉停止制御棒の使用期間を長くすることができる。放出されたヘリウムガスは後備炉停止制御
53 条(1)-添付 4-101[910]

棒上部から原子炉容器上部のナトリウム中を経てカバーガス空間へ抜ける。
制御要素の型式には、冷却材であるナトリウムが制御要素内に浸入しないものとし、中性子吸収材充填部をヘリウム雰囲気とするヘリウムボンド型と、ベント機構から同部にナトリウムを導入する構造のナトリウムボンド型がある。なお、ナトリウムボンド型制御要素の被覆管内面は、ほう素及び炭素の浸入を防ぐため、クロムコーティング等を施すものとする。
後備炉停止制御棒の使用期間は、必要な制御能力を確保する上での制限である核的寿命と炭化ほう素ペレットのスエリングによる被覆管との相互作用による機械的寿命のいずれか
短い方で決定される。
後備炉停止制御棒は中性子吸収材を充填したステンレス鋼製制御要素 7 本をクラスタとしてステンレス鋼製の円筒管（保護管）に収納した構造とする。保護管の下側には、後備炉
停止制御棒が、原子炉スクラム時に、自重等により炉心に挿入され、着地する際に生じる衝撃を緩衝するためのダッシュラムを設ける。また、保護管の上側には、後備炉停止制御棒を後備炉停止制御棒駆動系と連結するためのハンドリングヘッドを設ける。冷却材は、炉心支持板低圧プレナムを経由し、後備炉停止制御棒保護管脚部の冷却材流入口から流入する。主要仕様を以下に示す。
本数 2 本
制御要素数 7 本／後備炉停止制御棒
制御要素
中性子吸収材材料 炭化ほう素
被覆管材料 ＳＵＳ３１６相当ステンレス鋼
中性子吸収材有効長さ 約 65cm
中性子吸収材ペレット外径 約 16.3mm
被覆管肉厚 ヘリウムボンド型

約 0.8mmナトリウムボンド型 約 0.5mm
内圧調整機構 ベント型（ダイビングベル型）
核的寿命10％（軸方向平均ほう素－10 燃焼度)

保護管
保護管材料 ステンレス鋼
外径 約 64.7mm
突起部外径 約 72.7mm
3.9.2.3.2 後備炉停止制御棒駆動系
原子炉施設には、制御材駆動設備として、各後備炉停止制御棒に使用する 2 式の独立した後備炉停止制御棒駆動系を設ける。後備炉停止制御棒駆動系は、後備炉停止制御棒駆動機構、
後備炉停止制御棒駆動機構上部案内管及び後備炉停止制御棒駆動機構下部案内管から構成する。
後備炉停止制御棒駆動機構は、後備炉停止制御棒駆動機構上部案内管と組み合わせて、炉心上部機構に設置される。後備炉停止制御棒は、ハンドリングヘッドにおいて、後備炉停止
53 条(1)-添付 4-102[911]制御棒駆動機構上部案内管に収納されるエクステンションロッドを介して、後備炉停止制
御棒駆動機構に吊り下げられる。エクステンションロッドは、後備炉停止制御棒をラッチ・
デラッチするための内側エクステンションロッド、及び下部にグリッパを有し、後備炉停止
制御棒の位置を調整する際に後備炉停止制御棒をラッチする外側エクステンションロッド
から構成する。後備炉停止制御棒は、内側エクステンションロッドの下端が、外側エクステ
ンションロッドの内側に収納され、下部のグリッパを押し広げることで、ラッチされる。なお、当該ラッチ操作では、エクステンションロッドを下降しつつ、内側エクステンションロ
ッドの下端を、後備炉停止制御棒のハンドリングヘッド底部に押し当てることで、内側エク
ステンションロッドの下端を外側エクステンションロッドの内側に収納する。また、上記ラッチ操作では、内側エクステンションロッドが外側エクステンションロッドに対して、相対的に上方に移動するため、内側エクステンションロッドの上部に設けられたアーマチュアと外側エクステンションロッドに接続された後備炉停止制御棒駆動機構の電磁石のギャッ
プがなくなり、電磁石の励磁コイルを励磁することで、内側エクステンションロッドの位置を固定できる状態となる。後備炉停止制御棒ラッチ時にあっては、内側エクステンションロ
ッドは、上部に設けられたアーマチュアが、外側エクステンションロッドに接続された後備
炉停止制御棒駆動機構の電磁石に吸着されることで、その位置が固定されるため、後備炉停
止制御棒は、エクステンションロッドと一体となり、後備炉停止制御棒駆動機構のケーシン
グに収納された駆動電動機（三相誘導電動機）により、減速機を介して、外側エクステンシ
ョンロッドに接続されたボールナットスクリュを回転させることで、上下駆動される。駆動
ストロークは約 65cm であり、通常運転時の高温状態において、後備炉停止制御棒は、当該ストロークに保持されるものとする。駆動電動機に設けられた電磁ブレーキにより、後備炉
停止制御棒上下駆動の停止及び停止中の位置保持が行われる。後備炉停止制御棒の位置は、駆動電動機に設けられたシンクロ発信器により検出される。
内側エクステンションロッドが電磁石により固定され、後備炉停止制御棒をラッチした状態においては、後備炉停止制御棒駆動機構上部案内管に設けた加速スプリングが加速管を介して圧縮されるものとする。原子炉スクラム時には、後備炉停止制御棒駆動機構の後備
炉停止制御棒保持電磁石励磁断により、内側エクステンションロッドは、自重及びスプリン
グにより下方に移動し、外側エクステンションロッドの外側に押し出されるため、後備炉停
止制御棒がデラッチ（切り離し）される。後備炉停止制御棒は、自重及びスプリングにより加速されて、炉心に落下・挿入され、原子炉は停止する（バネ加速重力落下方式）。万一、
主炉停止系による原子炉停止が不能の場合でも、通常運転時の高温状態において、原子炉を未臨界に移行し未臨界を維持できるものとする。炉心には、後備炉停止制御棒を所定の位置に導くため、ダッシュポットを有する後備炉停止制御棒駆動機構下部案内管が設置されており、後備炉停止制御棒は、当該下部案内管内に落下・挿入される。なお、燃料交換時にあっては、全ての後備炉停止制御棒をデラッチし、炉心に挿入した状態とする。後備炉停止制
御棒駆動系の主な仕様を以下に示す。
台数 2 式
駆動方式 スクラム時 バネ加速重力落下方式
53 条(1)-添付 4-103[912]

スクラム時挿入時間 0.8s 以下（後備炉停止制御棒保持電磁石励磁断から後備炉停止制御棒反応度価値 90％挿入までの時間）
駆動速度 引抜き 13cm／min 以下
挿入

13cm／min 以下

駆動ストローク 約 65cm

53 条(1)-添付 4-104[913]

第 3.9.1 図 制御棒

53 条(1)-添付 4-105[914]

駆 動モ ー タ（ 駆 動電 動 機 ）加 速 スプ リ ン グ
ス ク ラム 時 間 検出 装 置
位 置検 出 器

駆動

ダ ン ピン グ ス プリ ン グ

部
上 部 案 内管

ラ ッチ 検 出機 構
保 持電 磁 石
デ ラッ チ ス プリ ン グ
加速管ロ ード セ ル
ア ルゴ ン ガ ス供 給 口

ラ ッ チ機 構

炉心 上 部機 構

制御棒

生 体 遮へ い
上 部 案内 管

下 部 案内 管

外 側 延 長 管 (外 側 ｴ ｸ ｽ ﾃ ﾝ ｼ ｮ ﾝ ﾛ ｯ ﾄ ﾞ )ス ト ロー ク ベロ ー ズ

内 側 延 長 管 (内 側 ｴ ｸ ｽ ﾃ ﾝ ｼ ｮ ﾝ ﾛ ｯ ﾄ ﾞ )ラ ッ チベ ロ ーズ

ダ ッ シュ ポ ッ ト

炉心 支 持板エ ン トラ ン ス ノズ ル

高 圧 プ レナ ム
ナト リ ウム 液 面
低 圧 プ レナ ム

第 3.9.2 図 制御棒駆動機構

53 条(1)-添付 4-106[915]

3.10 炉心構造物
炉心構造物は、炉心支持構造物と炉心バレル構造物から構成する（第 3.10.1 図参照）。炉心
支持構造物は、炉心支持板と支持構造体で構成され、炉心バレル構造物は、バレル構造体と中性子遮へい体で構成される。原子炉容器内における１次冷却材は、原子炉容器の下部に取り付けられた冷却材入口ノズルから、原子炉容器内に流入し、炉心支持構造物を経由し、燃料集合体に導入され、原子炉容器の上部に取り付けられた冷却材出口ノズルより流出する。炉心構造
物は、その耐用年数において、炉心構成要素を所定の位置に確実に保持するとともに、炉心構造物を含めた原子炉容器内部構造物等は、その変形、破損及びはく離等により、燃料集合体の冷却機能が阻害される可能性が小さくなるように、材料選定、設計及び製作を行うとともに、１次冷却材の流路は、原子炉容器内部構造物の変形、破損及びはく離等が生じた場合にあっても、炉心の冷却機能を維持するよう設計する。なお、炉心構造物については、原子炉容器内の熱的条件、化学的条件及び放射線条件を踏まえ、使用経験が豊富なオーステナイト系ステンレ
ス鋼を使用するものとする。炉心構造物の主な仕様を以下に示す。
材料 オーステナイト系ステンレス鋼
全高 約 3,680mm
外径 約 2,520mm
設計圧力（高圧プレナム圧力） 7.2kg／cm2[gage]（約 0.71MPa[gage]）
炉心支持構造物は、炉心構成要素を下部から支持するとともに、原子炉容器内の１次冷却材の流路の一部を形成するものである。主な機能を以下に示す。
（１）炉心重量を支持する。
（２）炉心構成要素の下端の位置を決定し、整列させる。
（３）原子炉容器内の１次冷却材の流路の一部を形成するとともに、燃料集合体等に対して、その出力分布に応じた冷却材流量を配分する。なお、冷却材流量の配分は、十分な実験的研究に基づき、正確に行えるように配慮する。
（４）ハイドロリックホールドダウンにより、炉心燃料集合体を炉心支持板に保持する。
炉心バレル構造物は、炉心構成要素を側面から支持するとともに、原子炉容器の中性子照射量を低減するための遮蔽として機能するものとする。なお、バレル構造体には、炉内燃料貯蔵
ラックが形成される。主な機能を以下に示す。
（１）炉心構成要素を側面から支持し、水平方向の所定の位置に整列させる。
（２）炉内燃料貯蔵ラックを形成し、炉心構成要素の一時貯蔵及び冷却を行う。なお、炉内燃料貯蔵ラックには、30 体の炉心構成要素を装荷できるものとする。
（３）炉心の外側に漏れ出る中性子を遮蔽する。

53 条(1)-添付 4-107[916]

第 3.10.1 図 炉心構造物

53 条(1)-添付 4-108[917]

3.11 原子炉容器
原子炉容器は、円筒形の胴部に、全半球形鏡板を底部に付した鋼製容器であり、所要のノズルを有する（第 3.11.1 図参照）
。原子炉容器の主要ノズルは、冷却材入口ノズル及び冷却材出口ノズルであり、冷却材入口ノズルについては原子炉容器の下部の全半球形鏡板の 2 ヶ所に、冷却材出口ノズルについては原子炉容器の胴部の上部の 2 ヶ所に取り付けられる。また、原子
炉容器の円筒胴の内部の下端付近には、炉心構造物を支持する炉心支持台（コアサポート）が設けられる。１次冷却材は、冷却材入口ノズルより原子炉容器内に流入し、原子炉容器底部の全半球形鏡板と炉心構造物の間に形成される高圧プレナムを経由して、炉心構造物内に導入される。その後、１次冷却材は、炉心構造物及び炉心構成要素を経由して、最終的に、冷却材出口ノズルより流出する。なお、原子炉容器の上部には、回転プラグが設けられる。
原子炉容器にあっては、原子炉容器本体が原子炉冷却材バウンダリに該当する。また、後述
する回転プラグは原子炉カバーガス等のバウンダリに該当する。原子炉冷却材バウンダリ又は
原子炉カバーガス等のバウンダリに該当する機器は、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時
及び設計基準事故時に生ずる衝撃、炉心の反応度の変化による荷重の増加、熱及び内圧によるクリープ歪み、膨張による熱応力その他の原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリを構成する機器に加わる負荷に耐えるものとし、かつ、ナトリウムにより腐食する
おそれがないように、また、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に瞬間的破壊が生じないよう、十分な破壊じん性を有するように設計する。また、原子炉容器において冷却材を保持する部分については、二重構造（リークジャケットを有する構造）とするとともに、仕切板等により容積を制限することにより、万一、原子炉冷却材バウンダリの破損が生じた場合においても、冷却材であるナトリウムの漏えい拡大を防止し、１次冷却材の液位を１次主冷却系による崩壊熱の除去に必要な高さ（原子炉容器通常ナトリウム液位－810mm）に保持できるものとする。さらに、当該二重構造の間隙には、容器形状も考慮し、漏えいしたナトリウムが堆積する下部の適切な位置に、単純な構造を用いた信頼性の高いナトリウム漏えい
検出器を複数設けることで、原子炉冷却材バウンダリからの１次冷却材（ナトリウム）の漏えいを速やかに、かつ、確実に検出できるものとする。なお、当該二重構造の間隙には、窒素ガ
ス予熱系の予熱用窒素ガス加熱器により加熱された窒素ガスを通気し、原子炉容器を予熱できるものとする。
原子炉容器は、その上部フランジを、ペデスタル（原子炉建物の一部）に固定し、支持されるものとする。また、原子炉容器の底部には、同心円筒振止め構造のスカートを設け、生体遮
へいコンクリート（原子炉建物の一部）で支持するものとし、原子炉容器の熱膨張を吸収する
一方で、地震力等による原子炉容器の振動を防止する。
高速中性子が照射される炉心部付近の原子炉容器壁は、不連続点や応力集中が生じない形状とするとともに、炉心の第 9、10 列に装荷された遮へい集合体や炉心構造物の中性子遮へい体（多層構造）等により、プラント寿命中の過度の高速中性子照射を防止し、有効運転時間 20 年間の寿命中に中性子照射に起因する損傷によって、原子炉の運転に支障が生じることがないものとし、かつ、原子炉容器は、中性子照射に起因する非延性破壊を考慮し、原子炉容器材料の中性子照射による機械的性質の変化を監視するための各種試験片を、原子炉容器内で照射し、定期的に取り出して、その健全性を確認できる構造とする。また、原子炉スクラム時の急激な53 条(1)-添付 4-109[918]

熱衝撃を低減するため、原子炉容器内壁には、熱遮へい板を取り付けるものとする。原子炉容器の主な仕様を以下に示す。
型式 たて置円筒形二重容器
材料 オーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３０４）
全高 約 10m
胴内径 約 3.6m
胴厚さ 約 25mm
高圧プレナム壁厚さ 約 25mm
設計圧力 上部 1.0kg／cm2[gage]（約 98kPa[gage]）
高圧プレナム 7.2kg／cm2[gage]（約 0.71MPa[gage]）
運転圧力 上部 約 0.01kg／cm2[gage]以下（約 0.98kPa[gage]以下）（カバーガス部）
高圧プレナム 約 5kg／cm2[gage]以下（約 0.49MPa[gage]以下）
設計温度 550℃
運転温度 原子炉容器入口冷却材温度 約 350℃
原子炉容器出口冷却材温度 約 456℃
設計制限中性子照射量（＞1MeV） 1020n/cm2
加熱冷却速度 50℃／h
多量の放射性物質等を放出する事故等時
原子炉容器には、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、原子炉容器
液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失又は交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象が発生した場合に、炉心の著しい損傷を防止するため、コンクリート遮へい体冷却系により、原子炉容器外壁に窒素ガスを通気し、原子炉停止後の炉心を冷却できるようにリークジャケットを整備する。
リークジャケットは原子炉容器等の原子炉冷却材バウンダリの外周に独立に設置する。リークジャケットの主な仕様を以下に示す。
材料 オーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３０４）
胴内径 約3.7m
胴厚さ 約 12mm

53 条(1)-添付 4-110[919]

第 3.11.1 図 原子炉容器53 条(1)-添付 4-111[920]

3.12 放射線遮蔽体
原子炉施設には、原子炉容器の上部には回転プラグを、原子炉容器の外側には遮へいグラフ
ァイト及び生体遮へい体を放射線遮蔽体として設ける。
3.12.1 回転プラグ
回転プラグは、大回転プラグ、小回転プラグ及び炉心上部機構から構成する。炉心上部機構
は小回転プラグに、小回転プラグは大回転プラグに設置される。また、小回転プラグには、炉心上部機構の他に、燃料交換機用孔（燃料出入孔と兼用）及び炉内検査孔（A）等が、大回転プ
ラグには、小回転プラグの他に、炉内検査孔（B）及びマンホール等が設けられる。また、回転プラグには、窒素ガス冷却管等が付属される。
大回転プラグ及び小回転プラグは、異なる回転中心（偏心距離：500mm）を有し、独立に回転することができる。大回転プラグ及び小回転プラグの回転は、それぞれのプラグの外周に設けられた歯車を駆動することで行われる。なお、大回転プラグ及び小回転プラグの回転中にあっては、大回転プラグ及び小回転プラグはそれぞれのプラグ上面のフランジ下部に設けたボール
ベアリングにより支持される。当該フランジには、センターホールジャッキ機構が取り付けられており、回転時にのみ、プラグの荷重がボールベアリングに負荷されるものとする。原子炉
運転中にあっては、小回転プラグは大回転プラグに、大回転プラグは、原子炉容器の上部フランジに直接支持されるため、ボールベアリングに負荷は生じない。また、原子炉カバーガス等のバウンダリとしての気密確保は、液体金属シールとバックアップシールにより行う。
回転プラグは、原子炉カバーガス等のバウンダリを構成するとともに、炉心からの放射線の遮蔽機能を有する。また、大回転プラグ及び小回転プラグは、燃料交換時において、小回転プ
ラグの上面に設置される燃料交換機を所定の位置に移動させる機能等を有する。大回転プラグの直径は最大約 4,700mm、小回転プラグの直径は最大約 2,870mm である。回転プラグの構造を
第 3.12.1 図に示す。
大回転プラグ及び小回転プラグに設ける遮蔽体は、4 層に分類し、下方からステンレス鋼層、グラファイト層、ほう素入り鋼層、炭素鋼層から構成する。なお、ステンレス鋼層の最下層に位置する約 150mm の部分は、通常時において冷却材中に位置し、その発熱は、冷却材により除熱される。なお、当該部は、原子炉容器内冷却材液面の変動を抑制し、ガスの巻き込みを防止する機能も有する。また、大回転プラグ及び小回転プラグにおいて、原子炉容器内より上方に伝導される熱は、窒素ガスにより除熱される。
炉心上部機構は、通常運転時において、炉心の直上に位置し、遮蔽部、胴、整流板、熱電対
及び熱電対案内フィンガ等から構成する（第 3.12.2 図参照）。上述のように、炉心上部機構は回転プラグの一部として、原子炉カバーガス等のバウンダリを構成するとともに、炉心からの放射線の遮蔽機能を有する。遮蔽部は、下方からステンレス鋼層、グラファイト層、ほう素入
り鋼層、炭素鋼層から構成する。原子炉容器内より上方に伝導される熱は、窒素ガスにより除熱される。また、炉心上部機構は、その他に以下に示す主な機能を有する。
（１）下部に設けた熱電対案内フィンガに熱電対を案内保護し、燃料集合体及びその周辺部の集合体出口冷却材温度を測定する。なお、熱電対は、案内管により、炉心上部機構上
面から熱電対案内フィンガ先端に導入される。
53 条(1)-添付 4-112[921]

（２）制御棒駆動機構及び制御棒駆動機構上部案内管を所定の貫通孔にて案内保護し、制御棒を所定の位置に支持する。
（３）計測線付Ｃ型照射燃料集合体を使用する際には、計測線付Ｃ型照射燃料集合体を所定の貫通孔にて案内保護・支持する。貫通孔位置を第 3.12.3 図に示す。
（４）計測線付実験装置を使用する際には、計測線付実験装置を所定の貫通孔にて案内保護・支持する。
炉心上部機構の胴部は、熱電対案内フィンガ及び整流板等を保持するとともに、熱電対、制御棒駆動機構及び制御棒駆動機構上部案内管、計測線付Ｃ型照射燃料集合体や計測線付実験装
置の案内保護を行うものとし、炉心上部機構は、熱変形・熱衝撃を十分に考慮し、制御棒駆動
機構及び制御棒駆動機構上部案内管による制御棒のラッチ、また、集合体出口冷却材温度の測定を正しく行うことができるように、炉心と炉心上部機構の相対的位置が正しく保持されるよう注意して設計するものとする。なお、熱電対案内フィンガは、熱電対先端を保護するために、
整流板は、目的の集合体出口冷却材温度を可能な限り外乱を排除して測定するために設けられるものである。また、炉心上部機構のうち、高温の冷却材中に位置するものの材料には、オーステナイト系ステンレス鋼を使用するものとする。
回転プラグの主な仕様を以下に示す。
大回転プラグ及び小回転プラグ
大回転プラグ最大直径 約 4,700mm
小回転プラグ最大直径 約 2,870mm
厚さ 約 2,500mm
主要材料 ステンレス鋼、炭素鋼及びグラファイト
シール方式 主シール 液体金属
バックアップ ラバー
回転速度 約 1／20r.p.m.
炉心上部機構全高 約 6,300mm
胴径 約 1,000mm
熱電対案内フィンガ数 炉心及び周辺部 115 本
3.12.2 遮へいグラファイト及び生体遮へい体
原子炉容器の周囲（側面及び下面）には、遮へいグラファイトが設置される。遮へいグラフ
ァイトは、安全容器に収納される。遮へいグラファイトは、機械加工されたグラファイトブロ
ックを積層したもので、各ブロックはキーにより連結され、ピンにより安全容器に固定される。
また、安全容器の周囲には、コンクリート製の生体遮へい体が設けられる。なお、生体遮へい
体は、原子炉建物の一部を構成する。遮へいグラファイト及び生体遮へい体は、炉心から漏れ出る中性子の減速及びガンマ線の遮蔽を目的とする。主な仕様を以下に示す。
遮へいグラファイト53 条(1)-添付 4-113[922]

グラファイト厚さ 約 1,000mm
グラファイト材質 原子炉級
生体遮へい体コンクリート厚さ 約 1,000mm

53 条(1)-添付 4-114[923]

第 3.12.1 図 回転プラグ
53 条(1)-添付 4-115[924]

第 3.12.2 図 炉心上部機構

53 条(1)-添付 4-116[925]

基 準 方 位

貫通孔位置

＊
＊
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ＢＲ

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＊

ＣＲ

＊

ＣＲ

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＊

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＊

ＣＲ

ＣＲ

＊

＊

ＢＲ

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＊

＊
＊

＊
＊

＊
＊

＊
＊

＊
＊

内側燃料集合体

ＣＲ

＊
＊

＊
＊

ＢＲ

＊

＊

＊

＊
＊

＊
＊

後備 炉停 止 制御 棒

＊
＊

＊

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＊
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＊
＊
＊
＊

＊

遮へい集合体中 性 子 源

照射燃料集合体制御 棒

反材料照射用反射体体＊＊

外側燃料集合体

射＊第 3.12.3 図 貫通孔位置

53 条(1)-添付 4-117[926]

5. 原子炉冷却系統施設
5.1 概要原子炉冷却系統施設は、１次主冷却系、２次主冷却系及びその他の設備から構成する（第 5.1.1
図参照）。１次主冷却系及び２次主冷却系は、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、炉心の冷却を行うとともに、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去し、燃料の許容設計限界を超えないように、また、原子炉冷却材
バウンダリの健全性を維持するために監視することが必要なパラメータが設計値を超えないよ
うに、さらに、これらの熱を最終ヒートシンクである大気に輸送できるように設計する。
ここで、その他の残留熱は、原子炉の通常運転中に炉心、原子炉冷却系統施設等の構成材、１
次冷却材及び２次冷却材に蓄積された熱であり、１次主冷却系及び２次主冷却系により、崩壊熱と併せて除去する。
なお、原子炉冷却系統施設にあっては、１次主冷却系、１次補助冷却系及び１次ナトリウム充
填・ドレン系の一部が原子炉冷却材バウンダリに該当し、２次主冷却系、２次補助冷却系並びに２次ナトリウム純化系及び２次ナトリウム充填・ドレン系の一部が冷却材バウンダリに該当する。また、１次主冷却系、２次主冷却系及びその他の設備にあっては、冷却材の自由液面を有するものがある。
当該自由液面のカバーガスとしてアルゴンガスを用いるため、１次主循環ポンプ、
オーバフローカラム及び１次アルゴンガス系の一部が原子炉カバーガス等のバウンダリに該当する。アルゴンガスは、シールガス及びパージガスとしても使用される。冷却材であるナトリウ
ムと接しない部分にあっては、予熱又は冷却等用のガスとして窒素ガスを用いる。
原子炉冷却材バウンダリ又は原子炉カバーガス等のバウンダリに該当する機器は、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に生ずる衝撃、炉心の反応度の変化による荷重の増加、熱及び内圧によるクリープ歪み、膨張による熱応力その他の原子炉冷却材バウンダリ
及び原子炉カバーガス等のバウンダリを構成する機器に加わる負荷に耐えるものとし、かつ、ナトリウムにより腐食するおそれがないように、また、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に瞬間的破壊が生じないよう、十分な破壊じん性を有するように設計する。さ
らに、原子炉冷却材バウンダリを構成する１次主冷却系、１次補助冷却系の機器・配管について
は二重構造とするとともに、仕切板等により容積を制限することにより、万一、原子炉冷却材バ
ウンダリの破損が生じた場合においても、冷却材であるナトリウムの漏えい拡大を防止し、１次冷却材の液位を１次主冷却系による崩壊熱の除去に必要な高さ（原子炉容器通常ナトリウム液
位－810mm）に保持できるものとする。さらに、当該二重構造の間隙には、配管形状も考慮し、漏えいしたナトリウムが堆積する水平部等の適切な位置に、単純な構造を用いた信頼性の高い
ナトリウム漏えい検出器を複数設けることで、原子炉冷却材バウンダリからの１次冷却材（ナトリウム）の漏えいを速やかに、かつ、確実に検出できるものとする。
原子炉冷却系統施設の基本的な運転方法の概要を以下に示す。
（１）起動準備
１次主冷却系、２次主冷却系、ナトリウム充填・ドレン設備及びアルゴンガス設備等の弁の開閉、各種ポンプの運転及びプラント各部の温度・圧力・液面等が所定の状態にあることを確認する。
53 条(1)-添付 4-118[927]

（２）主循環ポンプの起動
１次主循環ポンプ及び２次主循環ポンプを起動し、回転数制御等により、１次主冷却系の冷却材流量を約 2,700t/h（2 ループの合計）に、２次主冷却系の冷却材流量を約 2,400t/h（2 ループの合計）とし、当該流量を保持する。
（３）温度上昇及び保持ナトリウム予熱設備、及び１次主循環ポンプ・２次主循環ポンプの運転に伴う入熱により、１次冷却材温度を約 250℃まで昇温し、保持する。
（４）出力上昇
１次主冷却系の冷却材流量を約 2,700t/h（2 ループの合計）に、２次主冷却系の冷却材流量を約 2,400t/h（2 ループの合計）に保持し、冷却材温度が約 250℃の等温状態とする。
その後、制御棒を徐々に引き抜き、核加熱による系統昇温を実施する。なお、系統昇温中にあっては、主冷却機の主送風機を停止状態に、かつ、出入口ダンパ等を閉止した状態として、温度変化率が 50℃/h 以下となるように原子炉出力を調整する。また、原子炉入口
冷却材温度が、目標温度（通常は 350℃とし、試験目的に応じて 250℃から 350℃未満の温度にすることがある。
）に到達後は、目標温度で一定に保持されるように、主冷却器の空気流量を調節する。
系統昇温終了後、制御棒を徐々に引き抜き、出力上昇を行う。出力上昇中における温度
変化率は 50℃/h 以下とする。また、原子炉入口冷却材温度が、目標温度で一定に保持されるように、主冷却器の空気流量を調節する（主送風機起動を含む。）。原子炉出力の監視には、核計装の指示値の他に、原子炉出口冷却材温度が用いられる。なお、試験目的に応じて、原子炉入口冷却材温度の目標温度を 250℃から 350℃未満とする場合は、目標出力（定格出力を上回らない出力）を定めて運転する。このような運転を必要とする試験は、材料の照射健全性を確保するために必要なデータを取得して、段階的に実施していく。
（５）出力降下と停止
制御棒を徐々に挿入することで、出力を降下させる。出力降下時において、原子炉入口
冷却材温度が、目標温度で一定に保持されるように、主冷却器の空気流量を調節する（主送風機停止を含む。
）。原子炉停止後、燃料交換等のため原子炉を長期に停止する場合には、必要に応じて、主冷却器の空気流量を調整し、系統降温を実施する。系統降温中における温度変化率は 50℃/h 以下とする。冷却材温度が約 250℃に到達したところで、その温度が一定に保持されるように、主冷却器の空気流量を調節する。また、必要に応じて、ナトリ
ウム予熱設備を使用する。

53 条(1)-添付 4-119[928]

53 条(1)-添付 4-120

[929]

Air

送風機

Air

補助冷却器

２次主循環ポンプ

主送風機

主冷却器

循環ポンプ

主中間熱交換器

循環ポンプ

原子炉容器

原子炉冷却系統図

オーバフロータンク

主中間熱交換器

第 5.1.1 図

補助中間
熱交換器
循環ポンプ

オーバフローカラム

１次主循環ポンプ
オーバフローカラム

１次主循環ポンプ

主冷却器

主送風機

Air

２次主循環ポンプ

5.2 １次主冷却系
5.2.1 概要
原子炉施設には、一次冷却設備として、１次主冷却系を設ける。１次主冷却系は、二つの回路から構成し、各回路には１次主循環ポンプを、また、１次主循環ポンプ内の冷却材液面を一定に保持するため、オーバフローカラムを設ける。１次冷却材には、液体ナトリウムが用いられ、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、炉心の冷却を行った後、又は原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去した後、主中間熱交換器で２次冷却材と熱交換し、原子炉容器に還流する。１次主冷却系は、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、予想される静的及び動的圧力、熱応力、地震力等あるいはそれらの組合せに対し十分に耐えるように、また、２次主冷却系と相まって、適切な冷却能力を有するように設計する。主な仕様を以下に示す。
原子炉熱出力 100MW
全流量 約 2,700t／h
ループ（回路）数 2 回路
1 ループ当たりの流量 約 1,350t／h
原子炉出口冷却材温度 約 456℃＊
原子炉入口冷却材温度 約 250～約 350℃
原子炉入口冷却材圧力 約 5kg／cm2[gage]（約 0.49MPa[gage]）＊：原子炉入口冷却材温度約 350℃における値である。
設計温度 ホットレグ 550℃
コールドレグ 450℃
5.2.2 主要設備
5.2.2.1 主中間熱交換器
主中間熱交換器は、１次主冷却系の二つのループに 1 基ずつ設けられる。主中間熱交換器
は、たて置シェルアンドチューブ型熱交換器（第 5.2.1 図参照）であり、１次冷却材は胴側側面の１次入口ノズルから流入し、伝熱管外側を下向きに流れ、胴側下方の出口ノズルから流出する。２次冷却材は上端中央入口ノズルから下降管を通って下部プレナムに入り伝熱管内を上昇し、上部プレナムを通って上端の出口ノズルから流出する。主中間熱交換器は保守点検が容易なように内部を引き出すことができる構造とする。また、下部プレナムの軸方向変位を可能とすることによって、伝熱管の熱応力を緩和する。なお、１次冷却材（１次主冷却系）の圧力は、２次冷却材（２次主冷却系）より低くするものとし、万一の伝熱管破損の場合に、１次冷却材が２次冷却材中に流入し、１次冷却材中の放射性物質が、２次冷却材中に混入すること（汚染が拡大すること）を防止できるものとする。主中間熱交換器の主な仕様を以下に示す。
型式 たて置シェルアンドチューブ型
53 条(1)-添付 4-121[930]

基数 2 基容量（定格） 50MW／基
使用材料 ステンレス鋼
設計圧力（耐圧部） 胴部 1kg／cm2[gage]（約 98kPa[gage]）
管部 5kg／cm2[gage]（約 0.49MPa[gage]）
設計温度 550℃
１次冷却材流量 約 1,350t／h／基
２次冷却材流量 約 1,200t／h／基
5.2.2.2 １次主循環ポンプ
１次主循環ポンプは、１次主冷却系の二つのループに 1 基ずつ設けられる。１次主循環ポ
ンプは、たて軸自由液面型遠心式ポンプ（第 5.2.2 図参照）であり、ポンプ本体（内部構造）と本体を収納するアウターケーシングから構成する。ポンプ本体は、インペラ、ディフュー
ザ、軸、軸受、軸封機構、熱遮へい及びガンマ線遮へいプラグ等を組み立てたものであり、メンテナンス時には、配管に溶接されたアウターケーシングを残して、ポンプ本体のみを引き出すことができる構造を有する。外ケーシングのうち、冷却材であるナトリウムに接液する部分には、ジャケットを設け、二重構造とし、万一、当該部（原子炉冷却材バウンダリ）の破損が生じた場合にあっても、冷却材であるナトリウムの漏えい拡大を防止できるものとする。また、当該二重構造の間隙にナトリウム漏えい検出器を設けることで、ナトリウム漏
えいの早期検知を図る。
主中間熱交換器出口から、１次主循環ポンプに流入する冷却材は、アウターケーシングの吸込口から主循環ポンプ内部に導入され、インペラにより加圧された後、ディフューザを経
由し、高圧室を通過して、吐出口から流出する。また、高圧の冷却材の一部は、ポンプ本体
下部のナトリウム潤滑静圧軸受に供給され、当該静圧軸受から流出した冷却材は、主循環ポンプ内の冷却材液面を一定に保持するために設けたオーバフローノズルからオーバフローカ
ラムに導入される。
１次主循環ポンプは、冷却材の自由液面を有する。当該自由液面のカバーガスとしてアルゴンガスを用いる。また、その原子炉カバーガス等のバウンダリにおいては、メカニカルシールを使用する。１次主循環ポンプのメカニカルシール及び軸受には、潤滑油を用いるものとするが、潤滑油の供給等に用いる潤滑油ポンプ等については、密封回路とし、カバーガスの漏えいを防止できるものとするとともに、供給した潤滑油が冷却材中に混入することを防止できる構造とする。
ポンプ本体は、軸継手を介して、その上部に設置された駆動用主電動機と接続される。１次主循環ポンプの流量は、当該主電動機の回転数を制御することで調整する。流量調整範囲
は、約 10～100％の間で連続可変とする。また、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時（外部電源喪失時及び１次主循環ポンプに係る故障時を除く。）には、１次主循環ポンプの回転数が約 10 秒の時定数で慣性降下するものとし、１次主循環ポンプの駆動用主電動機による強制循環運転（低速運転：ランバック制御）にて一定流量で運転できるものとする。なお、
１次主循環ポンプの駆動用主電動機の電源が喪失した場合にあっては、１次主循環ポンプの53 条(1)-添付 4-122[931]

回転数が約 10 秒の時定数で慣性降下し、１次主循環ポンプのポニーモータによる強制循環運
転による一定流量運転に移行するものとする。１次主循環ポンプの主な仕様を以下に示す。
型式 たて軸自由液面型遠心式
基数 2 基容量（定格） 約 1,350t／h／基
揚程（定格） 約 60mNa
運転温度 約 350℃
設計温度 450℃
5.2.2.3 配管
１次冷却材は、原子炉容器出口ノズルより流出し、主中間熱交換器及び１次主循環ポンプ
を経由して、原子炉容器入口ノズルから原子炉容器内に還流する。これらの機器を接続する
配管は、ステンレス鋼製の二重管構造（配管（内側）及び配管（外側）から構成）とし、万一、原子炉冷却材バウンダリである配管（内側）の破損が生じた場合にあっても、冷却材であるナトリウムの漏えい拡大を防止できるものとする。また、１次主冷却系には、１次主循
環ポンプ内の冷却材液面を一定に保持するためのオーバフローカラム、及び原子炉容器入口
ノズルの上流に原子炉容器内の１次冷却材が逆流することを防止するための逆止弁を設ける。
配管の主な仕様を以下に示す。
材質 ステンレス鋼
外形寸法 約 510mm（原子炉容器出口配管）
5.2.2.4 多量の放射性物質等を放出する事故等時
１次主冷却系は、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、１次主冷却系
配管において設計基準の範囲を超えて冷却材が漏えいし、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失事象が発生した場合に、炉心の著しい損傷を防止するため、補助冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位（原子炉容器通常ナトリウム液位－4,000mm）を確保するものとする。
原子炉容器入口配管の高所部は、補助冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位よりも高い位置とし、かつ、冷却材漏えい時に受動的に機能する１次主冷却系サイフォンブレ
ーク配管を設けることで、１次主冷却系において、設計基準の範囲を超えて冷却材が漏えいした場合にあっても、補助冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保する設計とする。

53 条(1)-添付 4-123[932]

第 5.2.1 図 主中間熱交換器

53 条(1)-添付 4-124[933]

第 5.2.2 図 １次主循環ポンプ

53 条(1)-添付 4-125[934]

5.3 ２次主冷却系
5.3.1 概要
原子炉施設には、二次冷却設備として、２次主冷却系を設ける。２次主冷却系は、二つの回路から構成し、各回路には２次主循環ポンプを、また、２次主循環ポンプ内の冷却材液面を一定に保持するため、２次主冷却系オーバフロータンクを設ける。２次冷却材には、液体ナトリウムが用いられ、第 5.1.1 図に示すように、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時
及び設計基準事故時において、主中間熱交換器で１次冷却材と熱交換した後、空冷式の主冷却機で、最終ヒートシンクである大気に熱を輸送し、主中間熱交換器に還流する。主な仕様を以下に示す。
全除熱量 100MW
ループ（回路）数 2 回路
1 ループ当たりの流量 約 1,200t／h
主中間熱交換器出口冷却材温度 約 440℃＊
主中間熱交換器入口冷却材温度 約 320℃＊＊：原子炉入口冷却材温度約 350℃における値である。
設計圧力 5kg／cm2[gage]（約 0.49MPa[gage]）（２次主循環ポンプ出口）
設計温度 ホットレグ 520℃
コールドレグ 400℃
大気 40℃
5.3.2 主要設備
5.3.2.1 主冷却機
主冷却機は 2 基を 1 式とし、２次主冷却系の二つのループに 1 式ずつ設けられる。主冷却機は、多数のフィン付管を水平に配列した（フィン付空冷多管式）主冷却器及び主冷却器に空気を送り込む主送風機設備等から構成する（第 5.3.1 図参照）。２次冷却材は、主冷却器のフィン付管内に導入される。主送風機により送り込まれる空気は、フィン付管の下方から導入され、フィン付管外側のギャップを通って上向きに流れ、熱交換した後、大気中に排出される。主送風機設備は、主送風機、インレットベーン、出入口ダンパ及びダクト類等から構成する。主送風機は、通常運転時において、一定出力で運転されており、主冷却器の空気流量は、インレットベーンと入口ダンパの開度を調整することで制御される（出口ダンパは一定開度で保持）。なお、インレットベーンと入口ダンパの開度は、原子炉冷却材温度制御系により調整される。
各主冷却器の空気流量調整範囲は定格空気流量の約 5～100％である。
また、原子炉停止（原子炉保護系（スクラム）の作動によるものを含む。）時には、主送風機は停止され、除熱は自然通風により行われる。なお、主送風機には、主送風機の停止が必要となった場合に、その停止を迅速に行うための電磁ブレーキが設けられている。原子炉停止時における自然通風除熱時にあっては、原子炉冷却材温度制御系により、インレットベーンと入口
ダンパの開度を調整できるものとするとともに、必要な場合に、手動操作によりインレット
ベーン及び出入口ダンパを開閉できるものとする。主冷却機の主な仕様を以下に示す。
53 条(1)-添付 4-126[935]

型式 フィン付空冷多管式
数量 2 式（2 基／式）
容量（定格） 50MW／式（25MW／基）設計圧力 3kg／cm2[gage]（約 0.29MPa[gage]）（冷却材バウンダリ）
設計温度 520℃（冷却材バウンダリ）
40℃（大気）空気出口温度 約 330℃
最大空気流量 約 8,500Nm3／min／基5.3.2.2 ２次主循環ポンプ
２次主循環ポンプは、２次主冷却系の二つのループに 1 基ずつ設けられる。２次主循環ポ
ンプは、たて軸自由液面型遠心式ポンプ（第 5.3.2 図参照）であり、ポンプ本体（内部構造）と本体を収納するアウターケーシングから構成する。ポンプ本体は、インペラ、ディフュー
ザ、軸、軸受、軸封機構及び熱遮へい等を組み立てたものであり、メンテナンス時には、配管に溶接されたアウターケーシングを残して、ポンプ本体のみを引き出すことができる構造を有する。
主冷却器出口から、２次主循環ポンプに流入する冷却材は、アウターケーシングの吸込口から主循環ポンプ内部に導入され、インペラにより加圧された後、ディフューザを経由し、高圧室を通過して、吐出口から流出する。
２次主循環ポンプは、冷却材の自由液面を有する。当該自由液面のカバーガスとしてアルゴンガスを用いる。ポンプ本体は、軸継手を介して、その上部に設置された駆動用電動機と接続される。流量調整範囲は、約 35～100％の間で可変とする。なお、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時には、２次主循環ポンプは停止し、２次主冷却系は、自然循環運転に移行するものとする。２次主循環ポンプの主な仕様を以下に示す。
型式 たて軸自由液面型遠心式
基数 2 基容量（定格） 約 1,200t／h／基
揚程（定格） 約 40mNa
運転温度 約 320℃
設計温度 400℃
5.3.2.3 配管
２次冷却材は、主中間熱交換器出口ノズルより流出し、主冷却器及び２次主循環ポンプを経由して、主中間熱交換器入口ノズルから主中間熱交換器内に還流する。これらの機器を接続する配管は低合金鋼製とする。また、２次主冷却系には、主循環ポンプ内の冷却材液面を一定に保持するためのオーバフロータンクを設ける。配管の主な仕様を以下に示す。

53 条(1)-添付 4-127[936]

材質 低合金鋼（2・1/4Cr-1Mo 鋼）
外形寸法 約 320mm（主中間熱交換器出入口配管）

53 条(1)-添付 4-128[937]

出口ダンパ

入口集合管
インレットベーン
主送風機

主冷却器
出口集合管

入口ダンパ

第 5.3.1 図 主冷却機
53 条(1)-添付 4-129[938]

第 5.3.2 図 ２次主循環ポンプ

53 条(1)-添付 4-130[939]

5.4 非常用冷却設備
１次主冷却系及び２次主冷却系は、以下の方針に基づき、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去し、燃料の許容設計限界を超えないよう、また、原子炉冷却材バウンダリの健全性を維持するために監視することが必要なパラメータが設計値を超えないよう、これらの熱を最終ヒートシン
クである大気に輸送できるように設計する。
（１）１次主冷却系（ⅰ）１次主循環ポンプの駆動用主電動機による強制循環運転（低速運転：ランバック制御）
により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去することを基本とする。ただし、外部電源喪失時及び１次主循環ポンプに係る故障時を除くものとする。
（ⅱ）１次主循環ポンプの駆動用主電動機の電源が喪失した場合に使用する非常用冷却設備
として、直流無停電電源系より電源を供給するポニーモータを各１次主循環ポンプに設ける。１次主循環ポンプの駆動用主電動機の電源が喪失した場合にあっては、１次主循環ポンプの回転数が約 10 秒の時定数で慣性降下し、当該回転数が設定点に達すると自動的に、
１次主循環ポンプのポニーモータによる強制循環運転による一定流量運転に移行するものとする。１次主循環ポンプのポニーモータによる強制循環運転により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去する。ポニーモータの主な仕様を以下に示す。
型式 たて軸直流電動機
基数 2 基出力 約 2.5kW
電源 直流 100V
ポニーモータ運転時の炉心流量 約 5％／基（定格流量に対する割合）（ⅲ）１次主循環ポンプの駆動用主電動機及びポニーモータが使用できない場合には、１次主冷却系の冷却材の自然循環により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱
その他の残留熱を除去する。
（２）２次主冷却系
２次主冷却系は、冷却材の自然循環により、主中間熱交換器で１次冷却材と熱交換した後、空冷式の主冷却機で、最終ヒートシンクである大気に熱を輸送する。
（３）多量の放射性物質等を放出する事故等時
多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、交流動力電源が存在し、かつ原
子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象又は全交流動力電源喪失による強制循環冷却機能喪失事象等が発生した場合に、炉心の著しい損傷を防止するため、１次主冷却系の冷却材の自然循環により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊
熱その他の残留熱を除去し、２次主冷却系の冷却材の自然循環により、主中間熱交換器で１次冷却材と熱交換した後、空冷式の主冷却機で、最終ヒートシンクである大気に熱を輸送することにより、炉心の冷却に必要な機能を有する設計とする。
53 条(1)-添付 4-131[940]

5.5 補助冷却設備
原子炉施設には、１次主冷却系を使用できない場合に、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去するための補助冷却設備を設ける（第 5.5.1 図参照）
。なお、
通常運転時にあっては、補助冷却設備において、冷却材である液体ナトリウムが停滞しないよう、小流量を保持する。補助冷却設備は、１次補助冷却系及び２次補助冷却系から構成する。主な仕様を以下に示す。
全除熱量 約 2.6MW
ループ（回路）数 1 回路（１次補助冷却系）
1 回路（２次補助冷却系）
流量 約 56t／h（１次補助冷却系）
約 56t／h（２次補助冷却系）
補助中間熱交換器出口冷却材温度 約 330℃＊（１次補助冷却系）
補助中間熱交換器入口冷却材温度 約 460℃＊（１次補助冷却系）
補助中間熱交換器出口冷却材温度 約 430℃＊（２次補助冷却系）
補助中間熱交換器入口冷却材温度 約 300℃＊（２次補助冷却系）＊：原子炉入口冷却材温度約 350℃における値である。
（１）１次補助冷却系
１次補助冷却系は、一つの回路から構成し、回路には、電磁式の循環ポンプを設ける。１
次補助冷却系の冷却材は、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去した後、補助中間熱交換器で２次補助冷却系の冷却材と熱交換し、原子炉容器に還流する。１次補助冷却系の原子炉容器内吸込管の始端は、炉心上端より下方に開口するものとし、原子炉容器内の冷却材の液面が低下した場合にあっても、運転できるものとする。
主な仕様を以下に示す。
（ⅰ）補助中間熱交換器
型式 たて置シェルアンドチューブ型
基数 1 基容量 約 2.6MW
使用材料 ステンレス鋼（ⅱ）循環ポンプ型式 電磁式
基数 1 基容量 約 56t／h（ⅲ）配管
材質 ステンレス鋼
外径寸法 約 110mm（原子炉容器出入口配管）

53 条(1)-添付 4-132[941]

多量の放射性物質等を放出する事故等時
１次補助冷却系は、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、１次補助冷
却系において設計基準の範囲を超えて冷却材が漏えいし、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失事象が発生した場合にあっても、炉心の著しい損傷を防止するため、非常用冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位（原子炉容器通常ナトリウム液位－
810mm）を確保するものとする。
１次補助冷却系の原子炉容器出入口配管の高所部は、非常用冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位よりも高い位置とし、かつ、冷却材漏えい時に自動的に作動する１次補助冷却系サイフォンブレーク止弁を設けることで、設計基準の範囲を超えて冷却材が漏えいした場合にあっても、非常用冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保する設計とする。
（２）２次補助冷却系
２次補助冷却系は、一つの回路から構成し、回路には、電磁式の循環ポンプを設ける。２
次補助冷却系の冷却材は、補助中間熱交換器で１次補助冷却系の冷却材と熱交換した後、空冷式の補助冷却機で、最終ヒートシンクである大気に熱を輸送し、補助中間熱交換器に還流する（第 5.5.1 図参照）
。主な仕様を以下に示す。
（ⅰ）補助冷却機
型式 フィン付空冷多管式
基数 1 基容量 約 2.6MW（ⅱ）循環ポンプ型式 電磁式
基数 1 基容量 約 56t／h（ⅲ）配管
材質 低合金鋼（2・1/4Cr-1Mo 鋼）
外径寸法 約 90mm（補助中間熱交換器出入口配管）（３）多量の放射性物質等を放出する事故等時
補助冷却設備は、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失事象等が発生した場合に、炉心の著しい損傷を防止するため、（１）に示す１次補助冷却系により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去し、（２）に示す２次補助冷却系により、補助中間熱交換器で１次補助冷却材と熱交換した後、空冷式の補助冷却機で、最終ヒートシンクである
大気に熱を輸送することにより、炉心の冷却に必要な機能を有する設計とする。

53 条(1)-添付 4-133[942]

補助冷却設備系統図
第 5.5.1 図
53 条(1)-添付 4-134[943]

5.6 冷却材純化設備
原子炉施設には、１次冷却材及び２次冷却材の酸化物含有量を一定値以下に制限するための冷却材純化設備を設ける。冷却材純化設備は、１次純化系及び２次純化系から構成する。主な仕様を以下に示す。
ループ（回路）数 1 回路（１次純化系）
1 回路（２次純化系）
流量 最大約 10t／h（１次純化系）
最大約 5.2t／h（２次純化系）
純化目標値 約 10ppm（１次純化系）
約 20ppm（２次純化系）（１）１次純化系
１次純化系（第 5.6.1 図参照）には、１次冷却材の酸化物含有量を一定値以下に制限する
ため、コールドトラップを設ける。コールドトラップは、冷却材であるナトリウム中の飽和
酸化物濃度が温度の低下とともに減少することを利用したものである。冷却材の純化目標
値は酸素濃度約 10ppm とする。なお、冷却材の純度は、ナトリウム中の飽和酸化物濃度が温度の低下とともに減少することを利用した不純物計（プラギング計）により監視し、コールドトラップの設定温度を調整することで制御される。コールドトラップの冷却には窒素ガスを用いるものとする。
（２）２次純化系
２次純化系（第 5.6.2 図参照）には、２次冷却材の酸化物含有量を一定値以下に制限する
ため、コールドトラップを設ける。冷却材の純化目標値は酸素濃度約 20ppm とする。コールドトラップの冷却には空気を用いるものとする。なお、２次補助系の冷却材については、一部を２次主冷却系と連通できるものとし、冷却材を混ぜ合わせることで純化するものとする。
（３）試料採取設備
１次純化系及び２次純化系には、試料採取設備を設ける。試料採取設備は、１次冷却材サンプリング系及び２次冷却材サンプリング系から構成する（第 5.6.3 図参照）。１次冷却材
サンプリング系は、１次純化系のコールドトラップの入口に設けられ、当該部のナトリウムのサンプルを採取するものである。試料採取には、サンプリングコイルを使用し、サンプリ
ングコイルに１次冷却材を充填した後、これを取り外すことで試料を採取する。２次冷却材
サンプリング系は、２次純化系における２次主冷却系へのナトリウム汲上げ配管からオー
バフロー配管へのバイパス配管の途中に設けられ、当該部のナトリウムのサンプルを採取するものである。試料採取には、サンプリングチューブを使用し、サンプリングチューブに２次冷却材を充填した後、これを取り外すことで試料を採取する。なお、２次冷却材サンプ
リング系にあっては、試料が外気に触れないように、サンプリングチューブを取り外すためのサンプリングボックスを有する。

53 条(1)-添付 4-135[944]

１次純化系系統図
第 5.6.1 図
53 条(1)-添付 4-136[945]

２次純化系系統図
第 5.6.2 図
53 条(1)-添付 4-137[946]

試料採取設備系統図
第 5.6.3 図
53 条(1)-添付 4-138[947]

5.7 ナトリウム充填・ドレン設備
原子炉施設には、冷却材であるナトリウムを充填又はドレンするとともに、必要に応じて、これらのナトリウムを一時貯蔵するためのナトリウム充填・ドレン設備を設ける（第 5.7.1 図参照）。
ナトリウム充填・ドレン設備は、オーバフロー系、１次ナトリウム充填・ドレン系及び２次ナトリウム充填・ドレン系から構成する。オーバフロー系は、１次冷却材を一時貯蔵するためのオー
バフロータンク、及び通常運転時において、常時、一定量の１次冷却材を原子炉容器に充填（汲み上げ）するための電磁式のポンプを有し、原子炉容器に充填（汲み上げ）された１次冷却材を、
原子炉容器の上部に設けた配管を経由して、オーバフロータンクに還流させることで、原子炉容器内の１次冷却材の液位を必要な高さに保持できるものとする。また、１次ナトリウム充填・ドレン系及び２次ナトリウム充填・ドレン系は、それぞれ１次冷却材を一時貯蔵するための１次冷却材ダンプタンク 2 基（約 95m3/基）、及び２次冷却材を一時貯蔵するための２次冷却材ダンプタ
ンク 1 基（約 83m3/基）を有するものとする。なお、ナトリウムを補充する場合には、ナトリウムをコンテナ等で輸送し、原子炉付属建物又は主冷却機建物で溶解した後、当該ナトリウムをナト
リウム供給口より注入し、オーバフロータンク、１次冷却材ダンプタンク又は２次冷却材ダンプ
タンクに充填する。各タンクのナトリウムは、冷却材純化設備により、製造時又は供給時等において混入した不純物を取り除いた後に、１次主冷却系や２次主冷却系等に充填される。また、１次主冷却系や２次主冷却系等のナトリウムをドレンする場合には、当該ナトリウムは、オーバフ
ロータンク、１次冷却材ダンプタンク又は２次冷却材ダンプタンクに排出される。

53 条(1)-添付 4-139[948]

53 条(1)-添付 4-140[949]

第 5.7.1 図ナトリウム充填・ドレン設備系統図

5.8 アルゴンガス設備
原子炉施設には、原子炉容器、１次主冷却系、２次主冷却系及びその他設備における冷却材の自由液面のカバーガスとしてアルゴンガスを供給等するためのアルゴンガス設備を設ける。アル
ゴンガス設備は、１次アルゴンガス系及び２次アルゴンガス系等から構成する。なお、アルゴン
ガスは、カバーガスとして供給される他に、シールガス及びパージガスとしても使用される。
（１）１次アルゴンガス系
１次アルゴンガス系は、１次主冷却系等に必要なアルゴンガスを供給するための設備であり、供給タンク、呼吸ガス圧力調整ヘッダ、低圧タンク及び真空ポンプ等から構成する（第5.8.1 図参照）
。１次主冷却系等のカバーガスの圧力は、通常運転時において、格納容器内の圧力に対して微正圧に制御される。１次主冷却系等のカバーガスは、呼吸ガス圧力調整ヘ
ッダと連通しており、呼吸ガス圧力調整ヘッダは、供給タンク及び低圧タンクに接続される。
これらの構成機器、配管のうち、ナトリウムが到達する可能性がある主な配管及び呼吸ガス
圧力調整ヘッダ等はステンレス鋼を用い、その他の供給タンク及び低圧タンク等には炭素鋼を用いる。カバーガスの圧力は、冷却材の温度変化により変動するため、呼吸ガス圧力調
整ヘッダ等に圧力計を設置して監視し、圧力が上昇した際には、呼吸ガス圧力調整ヘッダより低圧タンクにアルゴンガスを排気することで、圧力が低下した際には、供給タンクより呼吸ガス圧力調整ヘッダにアルゴンガスを供給することで、カバーガスの圧力を定められた範囲内（約 0.2～約 1.0kPa[gage]）に制御する。また、この圧力計によりカバーガスの圧力を監視するとともに、圧力が低下した際の供給弁の「開」動作の頻度を中央制御室の制御盤の動作信号により監視することで、原子炉カバーガス等のバウンダリからの原子炉カバー
ガスの漏えいを検出する。なお、低圧タンクに排気されたアルゴンガスは、必要の都度、気体廃棄物処理設備に排出される。また、供給タンクのアルゴンガスは、回転プラグのシール
ガスや核燃料物質取扱設備のパージガスとしても使用される。真空ポンプは、ナトリウムの初期充填時に原子炉容器や１次主冷却系等の内部空気を排出するために用いられるものである。
多量の放射性物質等を放出する事故等時
多量の放射性物質等を放出する事故のうち、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱
除去機能喪失又は交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象により炉心が著しく損傷し、原子炉冷却材ナトリウムの蒸発により、
主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）が過圧されることを防止するため、１次アルゴンガス系に、圧力が約10kPaまで上昇した場合に、受動的に開放する安全板を整備する（第5.8.1図参照）。
（２）２次アルゴンガス系
２次アルゴンガス系は、２次主冷却系等に必要なアルゴンガスを供給するための設備であり、呼吸ヘッダ及び真空ポンプ等から構成する。２次主冷却系等のカバーガスの圧力は、１次主冷却系等のカバーガスの圧力よりも高くなるように保持し、主中間熱交換器において、１次冷却材（１次主冷却系）の圧力が、２次冷却材（２次主冷却系）より低くするもの
53 条(1)-添付 4-141[950]

とし、万一の伝熱管破損の場合に、１次冷却材が２次冷却材中に流入し、１次冷却材中の放射性物質が、２次冷却材中に混入すること（汚染が拡大すること）を防止できるものとする。
なお、２次主冷却系等のカバーガスは、放射性物質を有しないため、排気されたアルゴンガ
スは、直接大気中に放出される。真空ポンプは、１次アルゴンガス系と同様に、ナトリウムの初期充填時に２次主冷却系等の内部空気を排出するために用いられるものである。
原子炉冷却系統施設にあっては、１次主冷却系、１次補助冷却系及びナトリウム充填・ドレン
設備の一部が原子炉冷却材バウンダリに該当する。また、１次主冷却系、２次主冷却系及びその他の設備にあっては、冷却材の自由液面を有するものがある。当該自由液面のカバーガスとしてアルゴンガスを用いるため、１次主循環ポンプ、オーバフローカラム及び１次アルゴンガス系の一部が原子炉カバーガス等のバウンダリに該当する。
5.9 ナトリウム予熱設備
原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリの必要な箇所には、ナトリウムを液体の状態に保つことができるように、ナトリウム予熱設備を設ける。また、ナトリウム及びカバーガスを保有する設備（原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリを除く。
）にも、同様に、必要な箇所には、ナトリウムを液体の状態に保つことができるようにナトリ
ウム予熱設備を設ける。ナトリウム予熱設備は、１次冷却系予熱設備及び２次冷却系予熱設備から構成し、必要な機器・配管を約 150℃に予熱できるものとする。
１次冷却系予熱設備は、窒素ガス予熱系及び電気ヒータ予熱系から構成する。窒素ガス予熱系
は、原子炉冷却材バウンダリを構成する原子炉容器、主中間熱交換器、１次主循環ポンプ及び配管等の二重構造を有する機器等に用いられるものであり、予熱用窒素ガス加熱器により加熱された窒素ガスを二重構造の間隙に通気することで機器等を予熱する。電気ヒータ予熱系は、上記以外の機器等に用いられ、機器等の外側に設置した電気ヒータにより機器等を予熱する。２次冷却系予熱設備は、電気ヒータ等から構成し、機器等の外側に設置した電気ヒータにより機器等を予熱する。

53 条(1)-添付 4-142[951]

53 条(1)-添付 4-143[952]

主中間熱交換器（B）

１次主循環ポンプ（B）
オーバフローカラム

１
次
主
循
環
ポ
ン
プ
（A）

安全板

呼吸ガス
圧力調整ヘッダ

１次アルゴンガス系系統図

オーバフロータンク

第 5.8.1 図

１次冷却材
ダンプタンク（A）

止め弁

１次主循環ポンプ（A）
オーバフローカラム

１次冷却材
ダンプタンク（B）

原子炉容器

主
中
間
熱
交
換
器
（A）

隔離弁

供給弁

隔離弁

格納容器内

低圧タンク

排気弁

供給タンク

気体廃棄物
処理系

6. 計測制御系統施設
6.1 概要
原子炉施設には、炉心、原子炉冷却材バウンダリ、原子炉カバーガス等のバウンダリ及び格納
容器バウンダリ並びにこれらに関連する系統の健全性を確保するために監視することが必要なパラメータを、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時においても想定される範囲内に制御し、かつ、監視するための計測制御系統施設として、炉心の中性子束密度を監視するための核計装（起動系、中間出力系及び線形出力系の 3 系統）、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリの圧力及び温度、１次主冷却系の温度及び流量並びに格納容器内の圧力及び温度等を測定するためのプロセス計装を設ける。これらの計測制御系統施設は、通常運転時及び運転時の異常な過渡変化時においても想定される測定範囲を有するものとする。
計測制御系統施設は、設計基準事故が発生した場合の状況を把握し、及び対策を講ずるために必要なパラメータを設計基準事故時に想定される環境下において、十分な測定範囲及び期間にわたり監視及び記録できるものとする。
設計基準事故が発生した場合の状況を把握し、及び対策を講ずるために必要なパラメータの測定範囲は、関連する原子炉保護系の作動設定値を包絡する測定範囲を確保し、十分な測定範囲を有するものとする。また、設計基準事故が発生した場合の状況を把握し、及び対策を講ずるために必要なパラメータは、設計基準事故が収束するまでの期間にわたり測定でき、十分な測定期間を有するものとする。
ここで、設計基準事故が収束するまでの期間とは、設計基準事故が発生した場合の状況を把握し、及び対策を講ずるために必要なパラメータの値が、通常停止時と同様の範囲に収束、又は判
断基準を下回った値から低下傾向で安定した状態までの期間をいう。
6.2 核計装6.2.1 概要
原子炉施設には、炉心の中性子束密度を監視するため、核計装として、起動系、中間出力系
及び線形出力系の 3 系統を設ける。その計測範囲を第 6.2.1 図に示す。
起動系及び中間出力系については、原子炉容器の外側に位置する遮へいグラファイトの中に、
線形出力系については、安全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）の間に設置するものとし、起動系及び中間出力系においては、その鉛直方向位置を調整できるものとする。なお、
核計装は、原子炉保護系（スクラム）に係る信号の一つとして用いられる。当該信号について
は、起動系において 1 out of 2 を、中間出力系及び線形出力系において 2 out of 3 を用いる。
6.2.2 主要設備
（１）起動系
起動系は 2 チャンネルを設けるものとし、各チャンネルは、中性子検出器（核分裂計数
管：ＦＣ）、高圧電源、前置増幅器、パルス増幅波高弁別器、対数計数率計及びペリオド計等から構成する（第 6.2.2 図参照）。
53 条(1)-添付 4-144[953]

（２）中間出力系
中間出力系は 3 チャンネルを設けるものとし、各チャンネルは、中性子検出器（核分裂計数管：ＦＣ）、高圧電源、前置増幅器、交流増幅器、整流平均回路、対数増幅器及びペリ
オド計等から構成する（第 6.2.3 図参照）。
（３）線形出力系
線形出力系は 3 チャンネルを設けるものとし、各チャンネルは、中性子検出器（ガンマ線補償型電離箱：ＣＩＣ）、高圧電源、直流増幅器及びレンジ切替スイッチ等から構成する（第 6.2.4 図参照）
。なお、線形出力系にあっては、レンジ切替スイッチにより、適切なレンジで用いるものとしており、そのレンジ切替は、直流増幅器の帰還回路に挿入された抵抗を切り替えることにより行う。

53 条(1)-添付 4-145[954]

53 条(1)-添付 4-146

[955]

10-7

10-6

起動系

2チャンネル

10-5

10-4

10-3
1

3チャンネル

10-1

中間出力系

10-2

第 6.2.1 図 核計装計測範囲＊：100％が熱出力100MWに相応するように校正した値

10-8

原子炉出力＊

線形出力系

103チャンネル

100

第 6.2.2 図 核計装起動系構成図
53 条(1)-添付 4-147[956]

第 6.2.3 図 核計装中間出力系構成図
53 条(1)-添付 4-148[957]

第 6.2.4 図 核計装線形出力系構成図
53 条(1)-添付 4-149[958]

6.3 プロセス計装
6.3.1 概要
原子炉施設には、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリの圧力及び温度、１次主冷却系の温度及び流量、格納容器内の圧力及び温度等を測定するためのプロセス計装を設ける。
6.3.2 主要設備
プロセス計装は、原子炉容器及び原子炉容器まわりの計装、主冷却系計装、補助冷却系計装、純化系計装、制御棒駆動機構及び後備炉停止制御棒駆動機構の計装及びその他の計装から構成する。これらのプロセス計装には、用途に応じて、適切な検出器を設置する。主な検出器を以下に示す。
（１）温度検出器（ⅰ）ナトリウムの温度：ＣＡ熱電対（ⅱ）容器及び管壁の温度：ＣＡ熱電対（ⅲ）空気、窒素ガス、アルゴンガス及び水の温度：測温抵抗体又はＣＡ熱電対（２）圧力検出器（ⅰ）アルゴンガス及び窒素ガスの圧力：ブルドン管、ダイアフラム型差圧計又はベローズ式（ⅱ）空気の圧力：ブルドン管（ⅲ）水の圧力：ブルドン管（ⅳ）ナトリウムの圧力：ブルドン管ダイアフラム型（３）流量検出器（ⅰ）ナトリウムの流量：

永久磁石式電磁流量計又は電磁コイル式電磁流量計（ⅱ）アルゴンガス及び窒素ガスの流量：オリフィス型差圧式、ピトー管型差圧式又は面積式（ⅲ）空気の流量：ピトー管型差圧式（ⅳ）水の流量：オリフィス型差圧式又は容積式（４）液面検出器（ⅰ）ナトリウムの液面：誘導式又は接点式（ⅱ）液体アルゴン及び液体窒素の液面：差圧式（ⅲ）水の液面：差圧式、電極式又はフロート式（５）漏えい検出器（ⅰ）ナトリウムの漏えい：通電式又は光学式
6.3.2.1 原子炉容器及び原子炉容器まわりの計装
原子炉容器の計装は、原子炉内ナトリウム液面計、燃料集合体出口ナトリウム温度計、
原子炉容器壁部温度計及びナトリウム漏えい検出器等から構成する。原子炉容器まわりの計装は、回転プラグ内各部温度計及び回転プラグフリーズシール温度計等から構成する。
また、格納容器には、格納容器（床上）及び格納容器（床下）の温度及び圧力を測定する
53 条(1)-添付 4-150[959]

ための温度計及び圧力計を設ける。
原子炉内ナトリウム液面計は、誘導式液面検出器を有し、原子炉容器内のナトリウム液面を連続的又は断続的に測定するものであり、当該信号は、原子炉保護系に接続される。
燃料集合体出口ナトリウム温度計は、熱電対を各々の炉心燃料集合体の出口に設けたものとし、炉心燃料集合体出口の冷却材温度の監視に用いる。また、異常が検知された場合には、警報回路を作動させるものとする。原子炉容器壁部温度計は熱電対を有し、主に、原
子炉出力上昇時の原子炉容器壁の温度分布の測定に用いられる。
ナトリウム漏えい検出器は、通電式のものを用いる。ナトリウム漏えいを検出した場合には、警報回路を作動させるとともに、作動したナトリウム漏えい検出器の位置を把握できるよう設計する。
回転プラグ内各部温度計は、熱電対を有し、回転プラグ内部の温度分布の測定に用いる。
回転プラグフリーズシール温度計は、回転プラグ操作時のフリーズシール部の温度測定に使用する。
格納容器内に設けた温度計及び圧力計により測定された格納容器（床上）及び格納容器（床下）の温度及び圧力に係る信号は、原子炉保護系に接続される。なお、格納容器（床下）の雰囲気については、酸素濃度計及び湿分濃度計を設置し、酸素濃度及び湿分濃度を監視できるものとする。
6.3.2.2 主冷却系計装
主冷却系には、流量計、温度計、液面計及びナトリウム漏えい検出器等を設ける。１次主冷却系にあっては、主な計装として、１次冷却材流量計、原子炉入口ナトリウム温度計、
原子炉出口ナトリウム温度計や１次主循環ポンプ軸受及びモータコイル温度計等が設けられる。２次主冷却系についても、同様に、２次冷却材流量計、主冷却器入口及び出口ナ
トリウム温度計や２次主循環ポンプ軸受及びモータコイル温度計等が設けられる。これらの信号のうち、必要なものについては原子炉保護系に接続される。主冷却器においては、
主な計装として、空気温度計、入口及び出口ダンパ開度計やインレットベーン開度計等を設ける。
ナトリウム漏えい検出器は、通電式又は光学式のものを用いる。ナトリウム漏えいを検出した場合には、警報回路を作動させるとともに、作動したナトリウム漏えい検出器の位置を把握できるよう設計する。
6.3.2.3 補助冷却系計装補助冷却系計装は、補助冷却系中間熱交換器入口及び出口ナトリウム温度計、補助冷却系冷却器入口及び出口ナトリウム温度計、補助冷却系冷却器入口及び出口空気温度計、１次補助冷却系及び２次補助冷却系ナトリウム流量計、空気流量計や電磁ポンプコイル温度計等から構成し、異常が検知された場合には、警報回路を作動させるものとする。
6.3.2.4 純化系計装冷却材であるナトリウムの純度は、プラギング計及び化学分析により監視する。また、53 条(1)-添付 4-151[960]

１次純化系及び 2 次純化系には、コールドトラップ温度を監視・制御するためのコールドトラップ入口及び出口温度計やナトリウム流量計等を設ける。
6.3.2.5 制御棒駆動機構及び後備炉停止制御棒駆動機構の計装制御棒駆動機構及び後備炉停止制御棒駆動機構の計装は、制御棒及び後備炉停止制御棒
位置指示計や上限及び下限リミットスイッチ等から構成する。
6.3.2.6 その他の計装
その他の計装として、アルゴンガス設備、ナトリウム充填・ドレン設備及びガス供給設備等に係る計装があり、それぞれ圧力計、温度計、流量計又は液面計等を設けるものとする。
6.4 燃料破損検出系
6.4.1 概要
原子炉施設には、燃料破損検出系として、遅発中性子法燃料破損検出設備及びカバーガス法
燃料破損検出設備を独立に設ける。これらのいずれかにおいて異常が検知された場合には、警報回路を作動させるものとする。
6.4.2 主要設備
（１）遅発中性子法燃料破損検出設備
遅発中性子法燃料破損検出設備は、検出器及びこれを収納するグラファイトブロック並
びに計測装置等から構成し、１次主冷却系配管の近傍に設置される。検出器には、BF3 比例計数管等を使用する。遅発中性子法燃料破損検出設備は、燃料要素 1 本で開口破損が生じた場合に、バックグラウンドの 5 倍を超過する測定範囲を有するものとし、「核原料物質、
核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、運転上の制限値をバックグラウンドの値の 5 倍以下と設定する。また、燃料破損を速やかに検出できるものとする。
（２）カバーガス法燃料破損検出設備
カバーガス法燃料破損検出設備は、検出器及び計測装置等から構成し、カバーガス中の希ガス核分裂生成物の娘核種の放射能を測定する。検出器には、ヨウ化ナトリウムシンチ
レータを使用する。カバーガス法燃料破損検出設備は、燃料要素 1 本で破損が生じた場合に、バックグラウンドの 10 倍を超過する測定範囲を有するものとし、「核原料物質、核燃
料物質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、運転上の制限値をバックグラウンドの値の 10 倍以下と設定する。また、燃料破損を速やかに検出できるものとする。
6.5 安全保護回路
6.5.1 概要
計測制御系統施設には、運転時の異常な過渡変化が発生する場合において、その異常な状態を検知し、及び原子炉停止系統その他系統と併せて機能することにより、燃料の許容設計限界
53 条(1)-添付 4-152[961]

を超えないようにするため、安全保護回路を設ける（第 6.5.1 図参照）
。安全保護回路は、原子炉保護系（スクラム）及び原子炉保護系（アイソレーション）から構成する。原子炉保護系（スクラム）は、運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故において、その異常な状態を検知し、自動的に原子炉停止系統を作動させるように、原子炉保護系（アイソレーション）は、設計基準事故時に必要な工学的安全施設を自動的に作動させるように設計する。 なお、これらの作動値は通常運転時の設定値を超えない範囲で、到達させる原子炉の出力及び目標とする原子炉容器入口における冷却材の温度に応じて設定する。
原子炉保護系を構成する機械若しくは器具又はチャンネルは、単一故障が起きた場合又は使用状態からの単一の取り外しを行った場合において、安全保護機能を失わないよう、多重性又
は多様性を確保するとともに、原子炉保護系を構成するチャンネルは、それぞれお互いに分離
し、それぞれのチャンネル間において安全保護機能を失わないように独立性を確保した設計とする。また、原子炉保護系は、フェイルセーフを基本方針とし、駆動源の喪失、系統の遮断その他の不利な状況が発生した場合においても、原子炉施設をより安全な状態に移行するか、又は当該状態を維持することにより、原子炉施設の安全上支障がない状態を維持できるように設計する。さらに、原子炉保護系は、計測制御系統施設の一部と共用する場合に、接続された計測制御系統施設の機器又はチャンネルに単一故障、誤操作若しくは使用状態からの単一の取り外しが生じた場合においても、その安全保護機能を失わないように、計測制御系統施設から機能的に分離されたものとする。
なお、原子炉保護系にあっては、ハードワイヤードロジック（補助継電器や配線等で構成し、ハードウェアによる物理的な結線で命令を実行）で構成し、ソフトウェアを用いないアナログ回路とする。
6.5.2 主要設備
6.5.2.1 原子炉保護系（スクラム）
原子炉施設には、原子炉停止回路として、原子炉保護系（スクラム）を設ける。原子炉
保護系（スクラム）は、以下の条件（作動設定値：第 6.5.1 表参照）に対して、自動的に原子炉停止系統を作動させて炉心を臨界未満とし、その他系統と併せて機能することにより、燃料の許容設計限界を超えないものとする。
ａ．中性子束高（起動領域、中間領域及び出力領域）
ｂ．炉周期短（起動領域及び中間領域）
ｃ．原子炉出口冷却材温度高ｄ．原子炉入口冷却材温度高
ｅ．１次冷却材流量低
ｆ．２次冷却材流量低ｇ．炉内ナトリウム液面低ｈ．炉内ナトリウム液面高
ｉ．１次主循環ポンプトリップ
ｊ．２次主循環ポンプトリップ
ｋ．格納容器内床上線量率高53 条(1)-添付 4-153[962]

ｌ．格納容器内温度高ｍ．格納容器内圧力高
ｎ．地震
ｏ．電源喪失ｐ．手動アイソレーション
ｑ．手動スクラム
原子炉保護系（スクラム）は、論理回路、補助継電器回路、制御棒保持電磁石電源装置
及び後備炉停止制御棒保持電磁石電源装置から構成する。関連する核計装又はプロセス計装において作動設定値を超える信号を検出し、論理回路においてスクラム信号が発生した
場合には、制御棒保持電磁石電源装置及び後備炉停止制御棒保持電磁石電源装置からの保持電磁石電流を遮断し、制御棒及び後備炉停止制御棒を切り離すことで、原子炉は停止される。なお、制御棒及び後備炉停止制御棒については、スプリングにより加速され、急速に炉心に挿入される。グリッパ機構については、制御棒駆動機構及び後備炉停止制御棒駆動機構の電動機により、通常の速度で、制御棒及び後備炉停止制御棒に追従して炉心に挿入される。また、原子炉保護系（スクラム）の作動により原子炉が自動的に停止（スクラム）した場合には、１次主冷却系にあっては、外部電源喪失時及び１次主循環ポンプに係る故障時を除き、１次主循環ポンプをランバック制御に移行させ、１次主循環ポンプの駆動用主電動機による強制循環運転（低速運転：ランバック制御）、２次主冷却系にあっては、２次主循環ポンプ及び主送風機を停止し自然循環運転するものとする。
6.5.2.2 原子炉保護系（アイソレーション）
原子炉施設には、設計基準事故時に必要な工学的安全施設を自動的に作動させるための安全保護回路として、原子炉保護系（アイソレーション）を設ける。原子炉保護系（アイソレーション）は、以下の条件（作動設定値：第 6.5.1 表参照）に対して、工学的安全施
設を自動的に作動させるものとする。なお、原子炉保護系（アイソレーション）作動時には、原子炉は自動的に停止（スクラム）される。
ａ．格納容器内床上線量率高ｂ．格納容器内温度高ｃ．格納容器内圧力高ｄ．手動アイソレーション

53 条(1)-添付 4-154[963]

第 6.5.1 表 原子炉保護系作動設定値
No.

項目

1

中性子束高（出力領域）2

中性子束高（中間領域）

3

中性子束高（起動領域）

4

炉周期短（中間領域）

5

炉周期短（起動領域）

6

原子炉出口冷却材温度高

7

作動設定値
*1

高

105％

ｱｲｿﾚｰｼｮﾝ○

高フルスケール（100％）の 95％
高
フルスケール（106cps）の 95％

*1*2

スクラム

○
○

＋5 秒

○

＋5 秒

○

高

464℃

○

原子炉入口冷却材温度高*2

高

365℃

○

8

１次冷却材流量低

低

80％

○

9

２次冷却材流量低

低

80％

○

10

炉内ナトリウム液面低低－100mm○11

炉内ナトリウム液面高高＋200mm○12

１次主循環ポンプトリップ

―

○

13

２次主循環ポンプトリップ

―

○

14

格納容器内床上線量率高

高

1mSv／h○○15

格納容器内温度高

高

60℃

○

○

16

格納容器内圧力高高29kPa[gage]

○

○

17

地震

水平 150gal

18

電源喪失

―

○

19

手動アイソレーション

―

○

20

手動スクラム―○○○＊1： 先行試験においては、中性子束高（出力領域）の作動設定値を目標出力の 105％とし、原子炉出口冷却材温度高の作動設定値を、目標出力時の原子炉出口冷却材温度より 8℃高い値とする。
＊2： 原子炉入口冷却材温度の目標温度を 250℃から 350℃未満の温度とする場合は、原子炉入口冷却材温度高の作動設定値を目標温度より 15℃高い値にするとともに、原子炉出口冷却材温度高の作動設定値を、原子炉入口冷却材温度の目標温度に対応した原子炉出口冷却材
温度より 8℃高い値とする。

53 条(1)-添付 4-155[964]

53 条(1)-添付 4-156[965]

その他のトリップ信号

プロセス計装

核計装

指示

指示

指示

指示

スクラム

補助継電器
接 触 器

指示

その他の設備

制御棒駆動機構
後備炉停止制御棒駆動機構

その他のインターロック動作

論理回路

第 6.5.1 図 安全保護回路概要図

アイソレーショントリップ信号

トリップ信号中央制御室外原子炉停止盤

中央制御室
制御盤

指示

6.6 原子炉出力制御系
原子炉の出力は、制御棒及び制御棒駆動系（原子炉出力制御系）を用いて制御する。制御棒及び制御棒駆動機構の構造及び主な仕様等については、「3.9 制御設備及び非常用制御設備」に記載するものとする。運転員は、中央制御室において、核計装等の指示値を監視しながら、原子炉制御盤の引き抜き・挿入スイッチを手動操作することで、制御棒駆動系により、制御棒の位置を調整し、通常運転時の出力調整、臨界点調整及び燃料の燃焼による反応度低下に対する出力調整等を行う。また、制御棒の引き抜き操作にあっては、原子炉制御盤に設けた制御棒選択スイッチ
により選択された制御棒のみを引き抜きできるものとし、複数の制御棒が同時に引き抜かれることを防止する。
6.7 原子炉制御系
6.7.1 概要
原子炉施設には、原子炉制御系として、原子炉冷却材温度制御系及び１次冷却材流量制御系を設ける（炉心の反応度（原子炉の出力）の制御に使用する制御棒及び制御棒駆動系を除く。）。
原子炉制御系の概要図を第 6.7.1 図に示す。通常運転時にあっては、原子炉入口冷却材温度は、
原子炉出力に関係なく一定に保持するものとする。また、１次主冷却系及び２次主冷却系の流量について、出力上昇時及び下降時も含めて一定に保持するものとする。
6.7.2 主要設備
6.7.2.1 原子炉冷却材温度制御系
通常運転時の原子炉入口冷却材温度を原子炉の出力に関係なく、一定値に保つように、
主冷却器の空気流量を調整する原子炉冷却材温度制御系を設ける。空気流量は、手動又は自動で制御する。
主冷却器の空気流量は、4 台の主冷却機の各々に設置されるインレットベーン又は入口
ダンパの開度を調整することで制御される。インレットベーン及び入口ダンパの開度調整
は、手動運転又は自動運転により行われる。なお、インレットベーン及び入口ダンパは圧
縮空気により駆動される。インレットベーン及び入口ダンパの開度は連続的に変えることが可能であり、各主冷却器の空気流量調整範囲は定格空気流量の約 5～100％である。空気流量の制御を手動運転により行う場合は、運転員が原子炉入口冷却材温度を監視しながら、これを一定に保つように、原子炉冷却材温度制御系の空気流量調節器を操作し、空気流量を制御する。自動運転の場合には、主冷却器出口冷却材温度の信号を、空気流量調節器の主冷却器出口冷却材温度設定の比較演算回路に入れ、主冷却器出口冷却材温度との偏差信号の大きさに応じて、インレットベーン又は入口ダンパを動作させ、空気流量を変化させて、原子炉入口冷却材温度を制御する。
6.7.2.2 1 次冷却材流量制御系
通常運転時の１次冷却材流量を原子炉の出力に関係なく、一定値に保つための１次冷却材流量制御系を設ける。１次冷却材流量は、手動又は自動で制御する。なお、１次冷却材
流量は、１次主循環ポンプの回転数を変更することで調整される。
53 条(1)-添付 4-157[966]

また、１次冷却材流量制御系は、原子炉スクラム時に、１次主循環ポンプをランバック制御に移行させ、１次主循環ポンプの駆動用主電動機による強制循環運転（低速運転：ランバック制御）により、原子炉停止時に原子炉容器内において発生した崩壊熱その他の残留熱を除去するように設計する。ただし、外部電源喪失時及び１次主循環ポンプに係る故障時を除くものとする。

53 条(1)-添付 4-158[967]

53 条(1)-添付 4-159[968]

制御棒駆動系

原子炉

手動

設定

第 6.7.1 図

１次主循環ポンプ

Ｍ

ＴＩ

ＴＯ

手動

原子炉制御系統図

主中間熱交換器

設定

原子炉冷却材
温度制御系

主冷却器

Ｍ

Ｍ

２次主循環ポンプ

Ｍ

主送風機

ＴＯ

１次冷却材の流れ
２次冷却材の流れ
冷却用空気の流れ

6.8 警報回路
警報回路（アラーム）は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリの圧力及び温度、１次主冷却系の温度及び流量、格納容器内の圧力及び温度等が正常な範囲を逸脱した場合に、警報（ブザー又はベル）を発することで、運転員の注意を喚起し、その内容を表示できるものとする。なお、原子炉保護系に接続される計装にあっては、その作動設定値の下に、警報作動設定値を設けるものとする。
6.9 インターロック系
原子炉の運転に際し、運転員の誤操作等を防止するため、インターロック系として「運転モードスイッチ」、「制御棒電磁石励磁インターロック」及び「制御棒引抜きインターロック」を設ける。
（１）運転モードスイッチ
運転モードスイッチは、以下に示す 5 種類のモードのうちの一つを原子炉の状況に応じて選択するものとする。
（ⅰ）停止モード
停止モードは、原子炉停止中に使用されるものであり、全ての制御棒保持電磁石及び後備炉停止制御棒保持電磁石の励磁回路を遮断するため、制御棒及び後備炉停止制御
棒は、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系と切り離された状態で、炉心に全挿入される。ただし、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系については、制御棒及び後備炉停止制御棒が切り離されていることを条件に単独引き抜き・挿入操作又は全数引
き抜き・挿入操作ができるものとする。
（ⅱ）起動モード
起動モードは、原子炉の起動時に使用されるものであり、中間出力系及び線形出力系
核計装の「中性子束低」による制御棒引抜きインターロックをバイパスすることができるものとする。
（ⅲ）低出力モード
低出力モードは、原子炉の起動後の出力上昇時に使用されるものであり、線形出力系
核計装の「中性子束低」による制御棒引抜きインターロック、及び起動系核計装の「中性子束高」又は「炉周期短」による原子炉保護系（スクラム）の作動をバイパスすることができるものとする。
（ⅳ）高出力モード
高出力モードは、原子炉の高出力運転時に使用されるものであり、起動系及び中間出力系核計装の「中性子束高」又は「炉周期短」による原子炉保護系（スクラム）の作動をバイパスすることができるものとする。
（ⅴ）燃料交換モード
燃料交換モードは、原子炉停止中の燃料交換作業時に使用されるものであり、全ての制御棒保持電磁石及び後備炉停止制御棒保持電磁石の励磁回路を遮断するため、制御棒及び後備炉停止制御棒は、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系と切り離された状態で、炉心に全挿入される。また、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系につ53 条(1)-添付 4-160[969]

いて、その引き抜き・挿入操作を阻止する。
（２）制御棒電磁石励磁インターロック
制御棒電磁石励磁インターロックは、以下の条件を満足した場合に、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系により制御棒及び後備炉停止制御棒をラッチするため、制御棒電
磁石及び後備炉停止制御棒電磁石を励磁できるものとする。
（ⅰ）運転モードスイッチが「起動モード」又は「低出力モード」であること。
（ⅱ）原子炉保護系（スクラム）の条件がすべて解除されていること。
（ⅲ）ラッチリミットスイッチが作動していること。
（３）制御棒引抜きインターロック
制御棒引抜きインターロックは、以下の条件を満足した場合に、制御棒駆動系及び後備
炉停止制御棒駆動系によりラッチした制御棒及び後備炉停止制御棒を引き抜きできるものとする。なお、運転モードスイッチが「停止モード」の場合には、制御棒駆動系及び後備炉停止制御棒駆動系について、制御棒及び後備炉停止制御棒が切り離されていることを条件に単独引き抜き・挿入操作又は全数引き抜き・挿入操作ができるものとする。
（ⅰ）運転モードスイッチが「起動モード」、「低出力モード」又は「高出力モード」であること。
（ⅱ）原子炉保護系（スクラム）の条件がすべて解除されていること。
（ⅲ）ラッチリミットスイッチが作動していること。
（ⅳ）核計装の指示値が、運転モードスイッチの位置に応じた設定範囲内にあること。
（ⅴ）制御棒選択スイッチにより操作する制御棒又は後備炉停止制御棒が選択されていること。
6.10 中央制御室
原子炉施設には、原子炉制御室として中央制御室を原子炉附属建物２階に設ける。
中央制御室は、炉心、原子炉冷却材バウンダリ、原子炉カバーガス等のバウンダリ及び格納容器バウンダリ並びにこれらに関連する系統の健全性を確保するため、炉心の中性子束密度を監視するための核計装（起動系、中間出力系及び線形出力系の 3 系統）、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス等のバウンダリの圧力及び温度、１次主冷却系の温度及び流量並びに格納容器
内の圧力及び温度等のパラメータを監視するとともに、原子炉施設の安全性を確保するために必要な操作を手動により行うことができるものとするため、各種の制御盤及び監視盤、通信連絡設備等を設ける。運転時の異常な過渡変化時又は設計基準事故時、及び運転時の異常な過渡変化又は設計基準事故の発生後に、その動作が期待される安全施設は、運転員の操作を期待しなくても必要な安全機能が確保されるように設計する。ただし、中央制御室には、手動スクラムボタン及び手動アイソレーションボタンを設けており、運転員は、手動により、原子炉を緊急停止することができる。
これらの盤（操作スイッチ等を含む。）は、人間工学上の諸因子を考慮して、系統及び機器に応じた配置とし、名称を表示するとともに、各盤には、操作スイッチ等とともに、原子炉施設の状態を正確かつ迅速に把握できるように運転表示、計器表示及び警報表示を設け、保守点検においても誤りが生じにくいように設計する。
53 条(1)-添付 4-161[970]

警報表示（原子炉保護系の作動に係るものを含む。
）については、原子炉施設の状態がより正確かつ迅速に把握できるように、重要度に応じて色分けするものとし、警報（ブザー又はベル）を発することで、運転員の注意を喚起して、その内容を表示できるものとする。
なお、原子炉保護系（スクラム）及び原子炉保護系（アイソレーション）の作動に係る警報表
示等についても、同様とする。
また、中央制御室には、設計基準事故が発生した場合に、原子炉の運転の停止その他の原子炉施設の安全性を確保するための措置をとるため、従事者が支障なく原子炉制御室に入り、又は一定期間とどまり、かつ、当該措置をとるための操作を行うことができるよう、遮蔽その他の適切な放射線防護措置、気体状の放射性物質及び原子炉制御室外の火災により発生する燃焼ガスに対する換気設備の隔離（中央制御室空調の再循環運転の適用）、その他の適切に防護するための設備を設けるとともに、設計基準事故時に容易に避難できる構造（非常口を設置）とする。
通常運転時において、外気は、ルーバー、フィルタ、外気取入れファン及び空調器を経由し、中央制御室に導入される。設計基準事故時において、必要な場合には、プレフィルタ・HEPA フィル
タ・チャコールフィルタを経由して、中央制御室に取り込む「低汚染モード」、及び閉回路を構築
し、雰囲気空気を再循環する「高汚染モード」の中央制御室空調再循環運転を適用することで、換気設備の隔離を図る。中央制御室空調再循環運転の適用については、原子炉施設保安規定等に定める。
安全施設は、操作が必要となる理由となった事象が有意な可能性をもって同時にもたらされる環境条件（余震等を含む。
）及び施設で有意な可能性をもって同時にもたらされる環境条件を想定
しても、運転員が容易に操作できるように設計する。原子炉を安全に停止するために必要な安全機能を有する安全施設に係る操作は、中央制御室において、集中して対応できるものとする。
想定される環境条件と措置を以下に示す。
（１）地震を起因事象として、原子炉がスクラムし、余震が継続するケース
原子炉スクラム後において、運転員に期待される対応は、「監視」である。
中央制御室は、耐震Ｓクラスであり、地震に対して、相応の頑健性を有するように設計する。
また、制御盤等は床又は壁に固定することにより、地震発生時においても運転操作に影響を及ぼさないように設計する。さらに、運転員が体勢を維持できるように机の配置に留意す
るとともに、中央制御室の天井照明設備は、落下し難い構造とするか、ワイヤ等により落下を防止するものとする。
（２）地震、竜巻、風（台風）、積雪、落雷、森林火災、火山の影響により、外部電源喪失が発生し、原子炉がスクラムするケース
原子炉スクラム後において、運転員に期待される対応は、「監視」である。
中央制御室は、非常用ディーゼル電源系に接続される非常用照明設備を有し、また、計器・記録計について、無停電電源系より給電するものとし、外部電源喪失が発生した場合にあっても、運転員は安全にその役割を果たすことができるように設計する。
なお、中央制御室は、外部からの衝撃による損傷の防止に係る重要安全施設であり、竜巻、風（台風）、積雪、落雷、森林火災、火山の影響に対して、相応の頑健性を有するよう53 条(1)-添付 4-162[971]

に設計する。
（３）森林火災、火山の影響により、ばい煙又は降灰が発生し、これらの取り込みを防止するため、中央制御室空調を再循環運転とするケース
敷地内外において、多量のばい煙が原子炉施設に到達するおそれが確認された場合、降
灰予報等が発表され、多量の降下火砕物が原子炉施設に到達するおそれが確認された場合には、原子炉を停止する。
原子炉停止後において、運転員に期待される対応は、「監視」である。
ばい煙又は降灰については、中央制御室空調を再循環運転とし、これらの取り込みを防止することにより、運転員は安全にその役割を果たすことができるように設計する。
6.11 中央制御室外原子炉停止盤
原子炉施設には、火災その他の異常な事態により中央制御室が使用できない場合において、中央制御室以外の場所から、原子炉保護系（スクラム）を作動させることで、原子炉を停止させ、崩壊熱を除去し、及び必要なパラメータ（線形出力系指示値、原子炉出口冷却材温度及び原子炉
入口冷却材温度）を監視するための中央制御室外原子炉停止盤を設ける。
中央制御室外原子炉停止盤には、中央制御室が使用できない場合において、中央制御室以外の場
所から、原子炉を停止できるように、手動スクラムボタンを設置する。当該手動スクラムボタンは、
既設回路の手動スクラムボタン（中央制御室）に直列して設置するものとし、どちらの手動スクラ
ムボタンを押した場合にあっても、「手動スクラム」により、原子炉保護系（スクラム）が作動す
るものとする。
中央制御室外原子炉停止盤は、中央制御室に火災その他の異常な事態が生じた場合におけるア
クセスルートを考慮し、中央制御室と隔離された場所に設置する。なお、外部電源が利用できな
い場合には、原子炉保護系が作動し、原子炉は停止されるものとする。

53 条(1)-添付 4-163[972]

9. 原子炉格納施設
9.1 概要
原子炉施設には、格納容器及び外周コンクリート壁並びに非常用換気設備からなる工学的安全施設等から構成される原子炉格納施設を設ける。また、原子炉格納施設は、格納容器及び外周コンクリート壁との間の下半部を密閉したアニュラス部を有するものとする。
格納容器は、通常運転時において、所定の漏えい率を超えることがないように、また、アニュ
ラス部は、通常運転時において、その内部を負圧状態に維持し得るように設計する。工学的安全
施設は、設計基準事故時において、公衆に放射線障害を及ぼさないようにするため、格納容器から放出される放射性物質を低減するように、 かつ、設計基準事故その他の格納容器から気体状の
放射性物質が漏えいすることにより公衆に放射線障害を及ぼすおそれがある場合は、原子炉格納施設内の放射性物質の濃度を低下させるように設計する。
格納容器を貫通する配管には、事故の収束に必要な系統の配管に隔離弁を設けることにより安
全性を損なうおそれがある場合であって、当該配管を通じての漏えい量が十分許容される程度に抑制されているものを除き、隔離弁を設ける。格納容器及び隔離弁で構成される格納容器バウン
ダリは、通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時に瞬間的破壊が生じないよ
う、十分な破壊じん性を有し、かつ、適切に作動する隔離機能と併せて所定の漏えい率を超えることがないように設計する。
格納容器内には、鉄筋コンクリート造の原子炉建物を有する。原子炉建物は、運転床面を１階とし、地下中１階、地下１階、地下中２階及び地下２階の地下階を有する。運転床面のレベルは、
概ねグラウンドレベルである。格納容器は、所員用及び非常用のエアロックを有し、通常、格納容器への出入りには所員用エアロックが用いられる。また、格納容器には、機器保修等の際に必要な大型機器の搬出入に使用する機器搬入口を設ける。機器搬入口には、通常、ハッチを設置す
るが、原子炉停止時に大型機器の搬出入等において、必要な場合には、当該ハッチを取り外せるものとする。なお、運転床面は、原子炉運転時にあっても、作業員等が立入りできるものとする。
また、格納容器内には、機器保修等において使用する旋回式天井クレーン及び機器ピットを設ける。
格納容器内は、地下中１階床面を、格納容器（床上）と格納容器（床下）のバウンダリとし、格納容器（床上）を空気雰囲気に、格納容器（床下）を原則として窒素雰囲気とする（原子炉停止中において、機器保修等のために作業員が入域する場合にあっては、空気雰囲気にできるものとす
る）。これらの圧力等を制御するため、格納容器には、格納容器空気雰囲気調整設備と格納容器窒
素雰囲気調整設備から構成する格納容器雰囲気調整系を設ける。また、アニュラス部にあっては、
通常運転時において、その内部を負圧状態に維持し得るように、アニュラス部排気設備を設ける。
アニュラス部排気設備は、非常用換気設備である非常用ガス処理装置と連結される。アニュラス
部より排気されたガスは、通常運転時において、アニュラス部排気設備のフィルタ（アニュラス
部常用排気フィルタ）を経由し、主排気筒から放出されるが、原子炉保護系（アイソレーション）が作動した場合には、非常用ガス処理装置を経由して、主排気筒から放出される。非常用ガス処
理装置は、プレフィルタ、高性能フィルタ、チャコールフィルタを有し、格納容器内に粒子状の放射性物質が放出される事故時等において、環境に放出される放射性物質を低減する機能を有す
53 条(1)-添付 4-164
[973]

る。
格納容器（床下）には、原子炉容器及び１次冷却材を保有する施設等が設置されるため、地下中１階床面は必要な遮蔽厚さを有するものとする。また、格納容器（床下）のコンクリート壁の必要な場所には、その放射線損傷を防止するため、遮蔽板を設けるものとする。なお、原子炉容器は、上端のフランジにおいて、地下中１階床面と概ね同じレベルのペデスタルに支持される。1次主冷却系の主循環ポンプ及び主中間熱交換器についても、その取付フランジにおいて、地下中１階床面と概ね同じレベルに支持される。また、これらの上部は区画されたピットに収納されており、原子炉容器にあっては、運転床面と概ね同じレベルに炉上部ピット蓋、主中間熱交換器にあっては、ピット蓋が設置される。
9.2 主要設備
9.2.1 格納容器
9.2.1.1 格納容器本体
格納容器は、半球形の頭部、円筒形の胴部及び半だ円形の底部から構成する炭素鋼製の上部半球形下部半だ円形鏡円筒型容器である（第 9.1 図参照）
。この設計圧力及び設計温度については、１次冷却材であるナトリウムが空気中の酸素と反応し、燃焼した際の圧力及び温度上昇を考慮して設定するものとする。主な仕様を以下に示す。
型式 上部半球形下部半だ円形鏡円筒型
材料 炭素鋼
耐圧部については、ASME SA-516 Grade60 相当品とする。
寸法 上部半球形部半径 約 14m
円筒形部内径 約 28m
全高 約 54m
容積 約 30,000m3
設計圧力 内圧 1.35kg／cm2[gage]（約 0.13MPa[gage]）
外圧 0.05kg／cm2[gage]（約 4.9kPa[gage]）
設計温度（鋼壁温度） 最高 150℃
最低-15℃
漏えい率 3％／d 以下（原子炉停止状態にて設計圧力時において）設計にあっては、内圧 1.35kg／cm2[gage]（約 0.13MPa[gage]）
・内部ガス温度 360℃の条件において、0.7％／d を設計漏えい率とする。なお、内部ガス温度を常温とした場合、当該設計漏えい率は、保守的に 0.45％／d となる。一方、運転開始後に実施される試験検査にあっては、原子炉容器及び１次主冷却系等にナトリウムを有し、これらを保温していること、また、これに関連して、格納容器雰囲気調整系を運転する必要があること、さらに、試験検査時にあっても、格納容器内圧力と原子炉容器内カバーガス圧力のバランスを保持する必要があることから、試験検査にあっては、測定される漏えい率に誤差が見込
まれることから、内圧 1.35kg／cm2[gage]（約 0.13MPa[gage]）
・内部ガス温度53 条(1)-添付 4-165[974]

360℃の条件において、5％／d を設計漏えい率に相当する値とする。ただし、試験検査にあっては、内部ガス温度を 360℃とすることが困難であることから、
内部ガス温度を常温とし、保守的に算出した 3％／d を、格納容器内にナトリウムを保有している場合の試験検査基準値とする。なお、格納容器内にナトリウムを保有していない場合には、試験検査基準値として 0.45％／d を使用する。
9.2.1.2 格納容器貫通部（１）配管貫通部及び電気配線貫通部
配管貫通部及び電気配線貫通部には、炭素鋼（ASME SA-516 Grade60 相当品又は SA333 Grade1 相当品）製のペネトレーションノズルを配置する。
配管貫通部には、貫通部において配管の変位を許容する必要があるものとないものの 2 種類がある。配管の変位を許容する必要があるものとしては、アルゴンガス系の配管や２次主冷却系の高温配管等があり、これらについては、当該配管の温度変化に伴う
熱膨張やその他の理由により、貫通部における配管の変位を許容する必要がある。これ
らの配管貫通部は、シールベローズ構造とすることで、配管の変位を許容し、かつ、貫通部の気密性を確保するものとする。また、圧力が高い配管については、ベローズを保護するための保護管を設ける。配管の変位を許容する必要がないものについては、配管を貫通部のノズルに直接溶接するものとし、貫通部の気密性を確保する。電気配線貫通部は、貫通スリーブの両端を密閉した二重シール構造とする。主要な貫通部については、運転開始後にも試験検査（漏えい率）を行うことができるものとする。また、配管貫通部及び電気配線貫通部の格納容器外側の端部は、アニュラス部に存在するよう設計する。
（２）エアロック及び機器搬入口
所員用及び非常用のエアロックは、格納容器内外に気密扉を設けた構造であり、これらの扉を同時に開放しないためのインターロック及び圧力平衡装置等を有する。また、機器搬入口には、二重ガスケットシール構造を有するハッチが設置される。当該ハッチは、ボルトにより機器搬入口に設置される。
所員用及び非常用のエアロックについては、エアロック内を加圧・減圧することで、試験検査（漏えい率）を行うことができるものとする。機器搬入口については、二重ガ
スケットシール部に設けた漏えい試験孔を介して、当該シール部を加圧・減圧すること
で、試験検査（漏えい率）を行うことができるものとする。なお、シール用ガスケットについては定期的に点検し、必要に応じて交換する。
（３）隔離弁
格納容器を貫通する配管には、格納容器に接近した位置に隔離弁を設ける。隔離弁
は、原子炉保護系（アイソレーション）の作動信号により、自動的に閉止されるものとする。また、中央制御室において、遠隔手動操作により、その閉止操作だけでなく、必要な場合には、隔離を解除することができるものとする。隔離弁は、非常用電源設備から電力を供給し、単一故障によっても隔離機能を喪失することがないものとする。また、53 条(1)-添付 4-166[975]

隔離弁は、閉止後に駆動動力源が喪失した場合にあっても、隔離機能を喪失しないものとする。
原子炉運転中に格納容器の内側及び外側において開口している配管については、格納容器の内側に 1 個及び外側に 1 個の隔離弁を設ける。原子炉運転中に格納容器の内側又は外側において閉口している配管については、それぞれ格納容器の内側又は外側に 1 個の隔離弁を設ける。原子炉運転中に格納容器の内側及び外側において、閉回路を形成している２次主冷却系及び２次補助冷却系の配管については、事故の収束に必要な系統の配管であって、当該配管を通じての漏えい量が十分許容される程度に抑制されているものであるため、隔離弁を設けない。逆止弁を用いる場合は、原子炉格納容器の壁を貫通する配管に、原子炉格納容器内外いずれかの位置で破損が生じ、その逆止弁に対する逆圧がすべて喪失した条件においても、必要な隔離機能が重力等によって維持されるものとする。
なお、隔離弁の設計圧力及び設計温度については、格納容器の設計圧力及び設計温度、又は隔離弁の設置される配管の設計圧力及び設計温度のうち、保守的なものを使用する。
（４）バキュームブレーカ
格納容器（床下）において、１次冷却材の漏えい（設計基準事故のうち１次冷却材漏えい事故）が発生し、原子炉停止後に、その保守のために、格納容器（床下）を空気雰囲気とした際には、ナトリウムの燃焼が生じるおそれがある。隔離弁が閉止された状態にあっては、当該ナトリウム燃焼により、格納容器内の圧力及び温度が上昇するが、時間の経過に伴うナトリウム燃焼の終息（格納容器内の酸素の消費）により、圧力は徐々に減少し、負圧に至る。格納容器内の圧力が負圧に至るおそれが生じた場合に、設計圧力（外圧：0.05kg／cm2[gage]（約 4.9kPa[gage]））を超える負荷が生じることがな
いように、格納容器には、外気を導入するための弁を設ける。当該弁は、格納容器の内圧が負圧となった場合に使用することを想定するものとし、設計圧力（外圧）を下回る
設定圧力で自動的に弁を開放し、外気を導入するバキュームブレーカとする。なお、外気の導入が必要となる時点にあっては、格納容器内の酸素がすでに消費されていることで、ナトリウム燃焼が終息し、当該ナトリウムの温度が低下しているため、外気を導入しても、大きなナトリウムの燃焼が再発することはない。
（５）トランスファロータ収納部
核燃料物質取扱設備の一つであるトランスファロータのうち、トランスファロータ
ケーシング及びトランファロータ駆動装置の一部を収納するため、格納容器には、トラ
ンスファロータ収納部（トランスファロータケーシング収納部及びトランスファロー
タ駆動装置収納部）を設ける。トランスファロータケーシング及びトランファロータ駆動装置は、当該収納部に取り付けられる。トランスファロータ駆動装置収納部は隔壁構造を有し、格納容器バウンダリの一部を構成する。また、トランスファロータケーシン
グ収納部については、取り付けられたトランスファロータケーシングの一部が格納容器バウンダリの一部を構成する。これらの隔壁等については、格納容器内の原子炉建物のコンクリートと接触することがないように、十分な空間を有するものとし、かつ、ア53 条(1)-添付 4-167[976]

ニュラス部と当該空間を隔て、雰囲気を独立させることができるものとする。
9.2.2 外周コンクリート壁（アニュラス部を含む。
）
外周コンクリート壁は、格納容器を取り囲むように設置するたて置円筒型の鉄筋コンク
リート建造物であり、格納容器及び外周コンクリート壁との間の下半部を密閉した空間はアニュラス部を構成する。アニュラス部は、通常運転時において、アニュラス部排気設備により、その内部を負圧状態に維持される。主な仕様を以下に示す。
型式 たて置円筒型
材料 鉄筋コンクリート
寸法 内径×板厚 約 30m×約 0.5m
高さ 地上約 27m・地下約 20m
設計気密度 約-0.1kPa[gage]の負圧条件において漏えい率 200％／d
9.2.3 アニュラス部排気設備（非常用換気設備を含む。
）
アニュラス部排気設備は、通常運転時において、アニュラス部を負圧状態に維持するためのものであり、フィルタ、排風機及びこれらを結ぶ配管等から構成する（第 9.2 図参照）。
また、アニュラス部排気設備は、非常用換気設備である非常用ガス処理装置と連結される。
アニュラス部より排気されたガスは、通常運転時において、アニュラス部排気設備のフィル
タ（アニュラス部常用排気フィルタ）を経由し、主排気筒から放出されるが、原子炉保護系（アイソレーション）が作動した場合には、非常用ガス処理装置を経由して、主排気筒から放出される。アニュラス部は、通常、約-0.1kPa[gage]に維持されるものとし、アニュラス
部排気設備の排風機は、非常用ディーゼル電源系に接続するものとする。非常用ガス処理装
置は、プレフィルタ、高性能フィルタ、チャコールフィルタを有し、格納容器内に粒子状の放射性物質が放出される事故時等において、環境に放出される放射性物質を低減する機能を有する。主な仕様を以下に示す。
（ⅰ）アニュラス部排風機
基数 2 基（内予備 1 基）
処理風量 約 1,700m3／h／基（ⅱ）非常用ガス処理装置
基数 2 基（内予備 1 基）
処理風量 約 1,700m3／h／基系統よう素除去効率
無機よう素に対して 98％（ただし、湿度 80％以下において）有機よう素に対して 92％（ただし、湿度 80％以下において）
粒子状浮遊物除去効率 98％（ただし、ＤＯＰ約 0.5μm 粒子に対して）
9.2.4 安全容器
原子炉容器の周囲には、遮へいグラファイトが設置される。安全容器は、原子炉容器及び53 条(1)-添付 4-168[977]

遮へいグラファイトを収納するたて置円筒型の鋼製容器である。底鏡面板は平板で、基礎コ
ンクリート上に敷かれた鋼板上に据え付けられる。胴上部には、ベローズを用いた膨張継手を有し、上端は、生体遮へい体（原子炉建物の一部）の内張り鋼板に接続される。安全容器と生体遮へい体のギャップには、窒素ガスが通気される。主な仕様を以下に示す。
型式 たて置円筒型
材料 炭素鋼
寸法 内径 約 6.4m
全高 約 9m
多量の放射性物質等を放出する事故等時
安全容器は、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、安全容器内において設計基準の範囲を超えて冷却材が漏えいし、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱
除去機能喪失事象が発生した場合にあっても、漏えいした冷却材を保持し、補助冷却設備による炉心冷却に必要な原子炉容器液位（原子炉容器通常ナトリウム液位－4,000mm）を確保する設計とする。
また、安全容器は、多量の放射性物質等を放出する事故のうち、原子炉容器液位確保機
能喪失による崩壊熱除去機能喪失又は交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象により炉心が著しく損傷し、原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や放射性物質等（溶融炉心物質を含む。）が流出した場合に、格納容器の破損を防止するため、流出した冷却材や放射性物質等を保持できるよう以下の条件で設計する。
設計圧力 内圧 ベローズを含めて上部 0.5kg／cm2[gage]（約 49kPa[gage]）
ベローズより下部
設計温度

1.0kg／cm2[gage]（約 98kPa[gage]）

耐圧部 450℃

9.2.5 炉上部ピット
原子炉容器は、上端のフランジにおいて、格納容器内の地下中１階床面と概ね同じレベルのペデスタルに支持される。原子炉容器の上部に設けられる回転プラグは、炉上部ピット内に位置する。炉上部ピットの上方には、運転床面と概ね同じレベルに炉上部ピット蓋が設置される。なお、炉上部ピット蓋については、原子炉運転中に当該エリアをＡ区域（基準線量率：20μSv／h 以下）とする必要がある場合に、設置するものとする。
9.2.6 格納容器雰囲気調整系
格納容器（床上）と格納容器（床下）の圧力等を制御するため、格納容器には、格納容器
空気雰囲気調整設備と格納容器窒素雰囲気調整設備から構成する格納容器雰囲気調整系を設ける。
格納容器空気雰囲気調整設備は、第 9.3 図に示すように、原子炉附属建物内に設置される送風機及び排風機により、格納容器（床上）に空気を給気・排気するとともに、当該雰囲気
53 条(1)-添付 4-169[978]の圧力を微正圧（約 0.1kPa[gage]）に維持するものである。また、１次主循環ポンプの電動機を冷却するため、格納容器（床上）には、再循環式のファンコイルユニットが設置される。
格納容器窒素雰囲気調整設備は、第 9.3 図に示すように、格納容器（床下）に窒素ガスを供給することで、酸素濃度 4％（重量比）以下の窒素雰囲気とし、ナトリウムが漏えいした
場合にあっても、その燃焼を防止するものである。また、格納容器窒素雰囲気調整設備は、格納容器（床下）の窒素ガスを冷却し、循環するためのファンを有する。
格納容器窒素雰囲気調整設備の一部は、非常用ディーゼル電源系に接続する。なお、格納容器（床下）の圧力は、通常、微正圧（約 0.1kPa[gage]）に維持される。原子炉停止中において、機器保修等のために作業員が入域する場合にあっては、格納容器（床下）を空気雰囲
気にできるものとするが、その場合は、空気置換前に、当該区域のナトリウムをドレンするものとする（ただし、格納容器（床上）と格納容器（床下）のバウンダリを形成した場合を除く。
）。
9.2.7 コンクリート遮へい体冷却系
安全容器の外側に位置する生体遮へい体（コンクリート遮へい体）は、主に、ガンマ線により発熱する。安全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）のギャップに、窒素ガスを通気し、当該部を許容温度以下に保持するため、コンクリート遮へい体冷却系を設ける（第 9.4 図参照）
。コンクリート遮へい体冷却系は、ブロワ及び冷却器等から構成する。安
全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）のギャップに通気された窒素ガスは、ブロ
ワを経由し、格納容器外に設置した冷却器に導入・熱放散され、再び、安全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）のギャップに通気される。なお、冷却器は水冷式とする。
多量の放射性物質等を放出する事故等時
コンクリート遮へい体冷却系は、多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故のうち、原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失又は交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象が発生した場合に、炉心の著しい損傷を防止するため、原子炉容器外壁に窒素ガスを通気し、原子炉停止後の炉心を冷却できるよう整備する。また、多量の放射性物質等を放出する事故のうち、原
子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失又は交流動力電源が存在し、かつ原
子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失事象により炉心が著しく損傷し、原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や放射性物質等（溶融炉心物質を含む。）が流出した場合に、格納容器の破損を防止するため、流出した冷却材や放射性物質等を安全容器外面から冷却できるよう以下の条件で設計する。
（ⅰ）窒素ガスブロワ
型式 ターボブロワ
基数 2 台（内予備 1 台）
容量 約 30,000m3／h／台
53 条(1)-添付 4-170[979]

（ⅱ）ペデスタルブースタブロワ
型式 ターボブロワ
基数 2 台（内予備 1 台）
容量 約 5,500m3／h／台（ⅲ）窒素ガス冷却器
型式 シェルアンドチューブ型
基数 2 基
冷却水量 約 172ton／h／2 基
容量 約 1MW／2 基
9.2.8 格納容器付帯設備
格納容器内には、機器保修等において使用する旋回式天井クレーン及び機器ピットを設ける。旋回式天井クレーンは 1 台とし、機器類の移動に使用する。機器ピットは、運転床に開口を有し、格納容器（床下）に至る円筒形状のコンクリート構造物（原子炉建物の一部）であり、鋼製ライニングを敷設したものとする。原子炉容器内に設置される機器及び１次冷却系機器等の取り扱いにあっては、その放射化や放射性ナトリウム付着のおそれを考慮し、必要に応じて、適切なバッグ、キャスク及びコフィン類を準備し、遮蔽及びナトリウム燃焼防止を図るものとしており、機器ピットは、これらの取り扱い等に使用する。なお、機器ピット上部には、通常、ピット蓋が設置される。

53 条(1)-添付 4-171
[980]

格納容器
第 9.1 図53 条(1)-添付 4-172[981]

アニュラス部排気設備
第 9.2 図53 条(1)-添付 4-173[982]

53 条(1)-添付 4-174

[983]

原子炉容器

格納容器床上空調機

第 9.3 図（1／3）

窒素雰囲気循環ファン

格納容器雰囲気調整系等

排気フィルタ

第二使用済燃料貯蔵
建物の排気

フレオン冷凍機

排気フィルタ

冷却器

格納容器排風機

主排気筒

第一使用済燃料貯蔵
建物の排気格納容器送風機

格納容器常用排気フィルタ

非常用ガス処理装置

アニュラス部常用排気フィルタ

アニュラス部排風機

排
気
筒

排
気
筒

外気

53 条(1)-添付 4-175[984]

第 9.3 図（2／3）

格納容器雰囲気調整系等

53 条(1)-添付 4-176[985]

第 9.3 図（3／3）

格納容器雰囲気調整系等

コンクリート遮へい体冷却系
第 9.4 図53 条(1)-添付 4-177[986]

10. その他試験研究用等原子炉の附属施設
10.1 概要
原子炉施設には、その他試験研究用等原子炉の附属施設の主要設備として、以下の設備等を設ける。
（10）多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材
10.11 多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材
原子炉施設は、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故が発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じたものとする。
「燃料体の損傷が想定される事故」においては、炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故について、炉心の著しい損傷を防止するための措置を講じるとともに、炉心の著しい損
傷の可能性が生じる場合に、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
「使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」においては、
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失する事故について、使用済燃料の損傷を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
また、上記の事故を上回る事象として、大規模な自然災害又は故意による大型航空機の衝突その他のテロリズム等により、炉心の著しい損傷及び格納容器の破損並びに大規模ナトリウム火
災に至ることを仮想的に想定し、事業所外への放射性物質の放出抑制措置を講じることを基本方針とする。
原子炉施設には、プラント状態に応じて、以下の資機材及び資機材の機能に必要な関連設備をあらかじめ整備し、これらの措置に使用できるものとする。
（１）資機材の設計方針
資機材は、多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための措置が必要な場合にその機能を十分に発揮できるよう、次のような条件を備えた信頼性を確保した設計とする。
（ⅰ）多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合における環境条
件において、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等に対処するために必要な機能を有効に発揮するものであること。
（ⅱ）多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合において確実に操作できるものであること。
（ⅲ）健全性を確認するため、原子炉の運転中又は停止中に試験又は検査ができるものであること。
（ⅳ）多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合において本来の用途以外の用途として使用する資機材にあっては、通常時に使用する系統から速やかに切り替えられる機能を備えるものであること。
（ⅴ）原子炉施設内の他の設備に対して悪影響を及ぼさないものであること。
（ⅵ）多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合において資機材の操作を行うことができるよう、放射線量が高くなるおそれが少ない操作場所を選
53 条(1)-添付 4-178[987]

定すること。
（ⅶ）多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等の収束に必要な容量を有するものであること。
（ⅷ）二以上の試験研究用等原子炉施設と共用しないものであること。
（ⅸ）共通要因によって設計基準事故に対処するための設備の安全機能と同時にその機能が損なわれるおそれがないよう設計する。
a. 設計基準事故に対処するための設備に対して、可能な限り多様性及び独立性を考慮する。
b. 格納容器破損防止措置は、炉心損傷防止措置の機能喪失を仮定して措置を整備する。
c. 基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、原子炉の停止機能に係る資機材は耐震 S クラスとする。
d. 火災により機能を喪失しないよう火災防護対策を講じる。火災防護対策を講じる設計を行うに当たり、資機材を設置する区域を火災区域及び火災区画に設定する。設定する火災区域及び火災区画に対して、火災の発生防止並びに早期に火災の感知及び消火を行うことができるように必要な火災防護対策を講じる。
e. 電源が必要な資機材は、非常用電源設備又は仮設電源設備から給電する。なお、
非常用電源設備の燃料は、4 日間以上の連続運転に必要な量を貯留するものとする。
（ⅹ）可搬型の資機材にあっては、以下に掲げる設計とする。
a. 常設設備と容易かつ確実に接続することができるものとする。
b. 多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合において資機材の設置及び操作を行うことができるよう、放射線量が高くなるおそれが少ない設置場所を選定すること。
c. 共通要因によって設計基準事故に対処するための設備の安全機能と同時にその機能が損なわれるおそれがないよう常設設備と異なる保管場所に保管すること。
d. 多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故等が発生した場合において運搬し、通路が確保できるよう、適切な措置を講じたものとすること。
（２）「燃料体の損傷が想定される事故」に係る資機材
炉心の著しい損傷を防止するための措置、及び炉心の著しい損傷の可能性が生じる場合に、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置に用いる資機材を以下に示す。
a.制御棒及び制御棒駆動系
設備については、「3.9.1 制御棒及び制御棒駆動系」に示す。
b.後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系
後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系は、制御棒及び制御棒駆動系
による原子炉停止が不能の場合にも原子炉を停止できるよう、次のような条件
53 条(1)-添付 4-179[988]

を備えた信頼性を確保した設計とする。
ｲ. 後備炉停止制御棒は保持電磁石の励磁により把持するものとし、保持電磁石の励磁断により、自動的に重力等により落下し、炉心に挿入される信頼性の高い設計とする。
ﾛ. 後備炉停止制御棒は、周囲の集合体とは独立し、駆動範囲を空洞にした後備
炉停止制御棒駆動機構下部案内管内に配置し、通常運転時から、後備炉停止
制御棒の過半が後備炉停止制御棒駆動機構下部案内管内に位置し、挿入が阻害されない設計とする。
ﾊ. 後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系は、地震時の相対変位による衝突及び拘束により挿入性が阻害されず、地震による共通原因により、主炉停止系と同時に機能を喪失しない設計とする。
ﾆ. 制御棒及び後備炉停止制御棒は、他の高速炉も含めて、挿入に失敗した事例はなく、実機の実績に基づく設計、製作及び保守により信頼性を確保する。
設備については、「3.9.2 後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系」に示す。
なお、後備炉停止制御棒及び後備炉停止制御棒駆動系の動作に必要な信号の発生は、f.後備炉停止系用論理回路に示すとおり、多様性を備えたものとする。
c.制御棒連続引抜き阻止インターロック
制御棒連続引抜き阻止インターロックは、運転モードスイッチ「高出力モード」
における出力運転中に、制御棒の連続引抜き時間が3秒となると、引抜きを自動的に阻止するタイマーリレーを引抜回路に設けることにより、引抜きを自動的に阻止できるものとする。
d.原子炉保護系（スクラム）（手動スクラムを含む。）
設備については、「6.5.2.1 原子炉保護系（スクラム）」に示す。
e.原子炉保護系（アイソレーション）
設備については、「6.5.2.2 原子炉保護系（アイソレーション）」に示す。
f.後備炉停止系用論理回路
設計基準事故で考慮する安全保護回路の論理回路による原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合に、代替原子炉トリップ信号により作動する後備炉停止
系用論理回路を設け、自動的に後備炉停止制御棒を炉心に挿入することにより、原子炉を自動停止できるものとし、論理回路の作動に係る多様性及び独立性を確保する。（第10.10.1図参照）。
g.原子炉冷却材バウンダリ
設備については、「5.2 １次主冷却系」に示す。
h.冷却材バウンダリ
設備については、「5.3 ２次主冷却系」に示す。
i.原子炉容器リークジャケット
設備については、「3.11 原子炉容器」に示す。
53 条(1)-添付 4-180[989]

j.原子炉カバーガス等のバウンダリ（安全板を含む。）
設備については、「5.8 アルゴンガス設備（１）１次アルゴンガス系」に示す。
k.格納容器バウンダリ
設備については、「9.2.1 格納容器」に示す。
l.１次主冷却系サイフォンブレーク配管
設備については、「5.2 １次主冷却系 5.2.2.3 配管」に示す。
m.１次補助冷却系サイフォンブレーク止弁設備については、「5.5 補助冷却設備（１）１次補助冷却系」に示す。
n.非常用冷却設備及び補助冷却設備
設備については、「5.4 非常用冷却設備及び5.5 補助冷却設備」に示す。
o.安全容器（コンクリート遮へい体冷却系を含む。）
設備については、「9.2.4 安全容器及び9.2.7 コンクリート遮へい体冷却系」に示す。
p.断熱材及びヒートシンク材
安全板からナトリウムが流出した場合の熱的影響を緩和するため、格納容器（床下）の安全板を設置する室の鋼製のライナ上に、断熱材及びヒートシンク材（アルミナ）を整備する。
q.関連する核計装設備については、「6.2 核計装」に示す。
r.関連するプロセス計装設備については、「6.3 プロセス計装」に示す。
s.遅発中性子法燃料破損検出設備
設備については、「6.4 燃料破損検出系 6.4.2 主要設備（１）遅発中性子法燃
料破損検出設備」に示す。
t.仮設電源設備（燃料油運搬設備を含む。）
原子炉の監視に必要な容量（1.6kVA）を有する 2 組の仮設電源設備を配備する。
u.仮設計器
温度検出器の指示値の確認に必要な抵抗測定のための仮設計器を配備する。
（３）「使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故」に係る資機材
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合に、使用済燃料の損傷を防止するための措置に用いる資機材を以下に示す。
a.可搬式ポンプ及びホース
可搬式ポンプは、給水に必要な容量（最大吐出量 840l/min、最大揚程 30m）を有す
る 2 台（内予備 1 台）を配備する。また、ホースは、給水に必要な容量（10 本（20ｍ/本（内予備 2 本）））を配備する。なお、水源には夏海湖（過去最低貯水量：約193,000m3）を使用する。
53 条(1)-添付 4-181[990]

b.水冷却浄化設備サイフォンブレーカー
水冷却浄化設備の各配管に、サイフォン現象による水位低下時に、開口部開放による受動的なサイフォンブレーク機能を有するサイフォンブレーク孔を整備する。
（４）「大規模な自然災害又は故意による大型航空機の衝突その他のテロリズム等により、炉心の著しい損傷及び格納容器の破損並びに大規模ナトリウム火災に至る想定」に係る資機材
大規模な自然災害又は故意による大型航空機の衝突その他のテロリズム等により、炉心の著しい損傷及び格納容器の破損並びに大規模ナトリウム火災に至る想定において、事
業所外への放射性物質の放出を抑制するための措置に用いる資機材を以下に示す。
資機材の名称資機材を使用する対策

仮設カバーシート

事業所外への放射性物質等の放出抑制対策

仮設放水設備事業所外への放射性物質等の放出抑制対策、
大規模な火災の消火活動

泡消火設備

大規模な火災の消火活動

特殊化学消火剤

大規模な火災の消火活動

乾燥砂消火剤大規模な火災の消火活動

消火剤遠隔散布設備

大規模な火災の消火活動

仮設不活性ガス送気設備

大規模な火災の消火活動、格納容器破損緩和対策

仮設給電設備

炉心損傷緩和対策

移動式揚重設備

各対策

資機材運搬車両

各対策

防護機材

各対策

53 条(1)-添付 4-182[991]

53 条(1)-添付 4-183

[992]

検
出
器
Ⅱ

検
出
器
Ⅲ

電磁石用電源

論理回路
Ａ及びＢへ

検
出
器
①

後備炉停止系２式独立に設置

検
出
器
②

検
出
器
③

後備炉停止
制御棒保持
電磁石

トリップ遮断器（直列：後備炉停止系用
論理回路単独でも作動）

制御棒のトリップ
遮断器へ

2/3ロジック

後備炉停止系用
論理回路※2

1～3chの信号（設計基準事故で考慮する
トリップ信号と別のトリッ
プ信号を発信）2/3ロジック

論理
回路Ｂ

後備炉停止
制御棒保持

後備炉停止系
用論理回路へ

制御棒保持
電磁石

検
出
器
Ⅰ

代替原子炉トリップ信号※1

第 10.11.1 図

後備炉停止系用論理回路概要図（2 out of 3 の場合）

※2：設計基準事故で考慮する論理回路とは別の多様化した後備炉停止系用論理回路を設け、後備炉停止系用論理回路から多様化したトリップ遮断器を設けることで、論理回路の作動及び後備炉停止制御棒の挿入に係る多様性及び独立性を確保※1：設計基準事故で考慮する原子炉トリップ信号とは別の代替原子炉トリップ信号により、原子炉トリップ信号発信に係る多様性及び独立性を確保

主炉停止系４式独立に設置

保持電磁石用
電源

制御棒

トリップ遮断器（2台直列：論理回路
Ａ／Ｂ独立に作動）

2/3ロジック

論理
回路Ａ

1～3chの信号（作動設定値を超える信号を検出するとトリップ信号を発信）

原子炉トリップ信号

添付書類十
1. 安全評価に関する基本方針
1.1 概要
原子炉施設は、運転時の異常な過渡変化時において、設計基準事故に至ることなく、原子炉施設を通常運転時の状態に移行できるように、また、設計基準事故時において、炉心の著しい損傷が発生するおそれがなく、かつ、炉心を十分に冷却できるとともに、当該設計基準事故以外の設計基準事故に至るおそれがある異常を生じないものとし、周辺の公衆に放射線障害を及ぼさないものとして、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」等の関係法令の要求を満足するとともに、「設置許可基準規則」に適合する設計とする。
なお、運転時の異常な過渡変化は、原子炉の運転中において、原子炉施設の寿命期間中に予想される機器の単一の故障若しくは誤動作又は運転員の単一の誤操作、及びこれらと類似の頻度で発生すると予想される外乱によって生ずる異常な状態に至る事象を対象とする。また、設計基
準事故は、運転時の異常な過渡変化を超える異常な状態であって、発生する頻度はまれであるが、発生した場合は原子炉施設からの放射性物質の放出の可能性があり、原子炉施設の安全性を評
価する観点から想定する必要がある事象を対象とする。
運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故については、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」(1)、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」(2)、「水冷却型試験研究用原子炉施設の安全評価に関する審査指針」(3)等を参考として、代表的事象を選定し、運転時の異常な過渡変化にあっては、原子炉施設が制御されずに放置されると、炉心に過度の損傷をもたらす可能性のある事象について、これらの事象が発生した場合における安全保護回路及び原子炉停止系統等の主としてＭＳに属する構築物、系統及び機器の設計の妥当性を確認する。また、設計基準事故にあっては、原子炉施設から放出される放射性物質による敷地周辺への影響が大きくなる可能性のある事象について、これらの事象が発生した場合における工学的安全施設等の主としてＭＳに属する構築物、系統及び機器の設計の妥当性を確認する。
想定された事象に対処するための安全機能のうち、解析に当たって考慮することができるものは、ＭＳ－１及びＭＳ－２に属するものによる機能とする。解析において影響緩和のために考慮する主要な安全機能を第 1.1 表に示す。
また、原子炉施設は、発生頻度が設計基準事故より低い事故であって、原子炉施設から多量の放射性物質又は放射線を放出するおそれがあるもの（以下「多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故」という。
）が発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じたものとする。なお、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故は、発生頻度が設計基準事故より低いが、敷地周辺の公衆に対して過度の放射線被ばく（実効線量の評価値が発生事故当たり 5mSv を超えるもの）を与えるおそれのある事故を対象とし、代表的事象を選定して、発生防止及び拡大防止並びに影響緩和のために必要な措置を講じる。

53 条(1)-添付 4-184[993]

第 1.1 表 解析において影響緩和のために考慮する主要な安全機能
分類

機能

ＭＳ－１

原子炉の緊急停止
及び未臨界維持機能①制御棒②制御棒駆動系
１）駆動機構２）上部案内管３）下部案内管①炉心支持構造物
１）炉心支持板
２）支持構造物②炉心バレル構造物
１）バレル構造体③炉心構成要素
１）炉心燃料集合体
２）照射燃料集合体
３）内側反射体４）外側反射体（Ａ）
５）材料照射用反射体６）遮へい集合体
７）計測線付実験装置
８）照射用実験装置

１次冷却材漏えい量の低減機能①原子炉容器１）リークジャケット②１次主冷却系、１次補助冷却系及び１次ナトリウム充填・ドレン系のうち、原
子炉冷却材バウンダリに属する容器・配管・ポンプ・弁の配管（外側）又はリークジャケット①関連するプロセス計装（ナトリウム漏えい検出器）

原子炉停止後の除熱機能①１次主冷却系
１）１次主循環ポンプポニーモータ
２）逆止弁②２次主冷却系
１）主冷却機（主送風機を除く。
）①原子炉容器
１）本体②１次主冷却系、１次補助冷却系及び１次ナト
リウム充填・ドレン系
１）原子炉冷却材バウンダリに属する容器・配管・ポンプ・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。
）③２次主冷却系、２次補助冷却系、２次ナトリ
ウム純化系及び２次ナトリウム充填・ドレン
系
１）冷却材バウンダリに属する容器・配管・ポンプ・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。
）

放射性物質の閉じ込め機能①格納容器②格納容器バウンダリに属する配管・弁

工学的安全施設及び原子炉停止系への作動信号の発生機能①原子炉保護系（スクラム）②原子炉保護系（アイソレーション）①関連する核計装②関連するプロセス計装

安全上特に重要な関連機能①非常用ディーゼル電源系（ＭＳ－１に関連するもの）②交流無停電電源系（ＭＳ－１に関連するもの）③直流無停電電源系（ＭＳ－１に関連するもの）①関連する補機冷却設備

放射線の遮蔽
及び放出低減機能①外周コンクリート壁②アニュラス部排気系
１）アニュラス部排気系（アニュラス
部常用排気フィルタを除く。）③非常用ガス処理装置④主排気筒⑤放射線低減効果の大きい遮蔽（安全容器及びコンクリート遮へい体冷却系を
含む。
）

ＭＳ－２

事故時のプラント状態の把握機能

構築物、系統又は機器

特記すべき関連系①事故時監視計器の一部

53 条(1)-添付 4-185

[994]

4.

多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故
4.1 安全評価に関する基本方針
原子炉施設は、発生頻度が設計基準事故より低い事故であって、原子炉施設から多量の放射性物
質又は放射線を放出するおそれがあるもの（以下「多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故」という。
）が発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じたものとする。なお、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故は、発生頻度が設計基準事故より低いが、敷地周辺の公衆に対して過度の放射線被ばく（実効線量の評価値が発生事故当たり 5mSv
を超えるもの）を与えるおそれのある事故を対象とし、代表的事象を選定して、発生防止及び拡大防止並びに影響緩和のために必要な措置を講じる。
4.2 多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故の想定の基本的な考え方「設置許可基準規則」第 53 条の解釈を踏まえた上で、発生頻度が設計基準事故より低い事故であって、施設から多量の放射性物質等を放出するおそれがあるものが発生した場合において、当該事故の拡大を防止するために必要な措置を講じるものとする。事故の想定に当たっては、自然現象等の共通原因となる外部事象や施設の特徴を踏まえた内部事象に起因する多重故障を考慮し、燃料体の損傷が想定される事故（以下「炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故」という。
）を選定する。
高速実験炉原子炉施設において、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故の拡大を防止するための措置のうち、炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故については、炉心損傷防止措置を講じるとともに、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定し、炉心の著しい損傷の可能性が生じる場合には、その拡大を防止し、あるいは施設からの多量の放射性物質等の放出を防止するための措置として格納容器破損防止措置を講じることを基本方針とする。
なお、高速実験炉原子炉施設は我が国初のナトリウム冷却高速中性子型炉であり、建設当時の安全評価技術に鑑み、立地評価における炉心溶融再臨界事故への対策として安全容器を設置しているため、高速実験炉原子炉施設の特徴を考慮して、安全容器の機能も踏まえた格納容器破損防止措置を講じる。
使用済燃料の損傷が想定される事故については、「設置許可基準規則」第 53 条の解釈を踏まえて、使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失する事故を選定し、使用済燃料の損傷を防止するための措置を講じることを基本方針とする。
また、上記の事故を上回る事象として、大規模な自然災害又は故意による大型航空機の衝突その他のテロリズム等により、炉心の著しい損傷及び格納容器の破損並びに大規模ナトリウム火災に至ること（以下「多量の放射性物質等を放出する事故を超える事象」という。）を仮想的に想定する。ここでは、事業所外への放射性物質の放出抑制措置を講じることを基本方針とする。
4.3 炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故
4.3.1 炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故の選定
4.3.1.1 選定の手順
炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故の選定にあたっては、先ず施設の特徴
53 条(1)-添付 4-186[995]

を踏まえた異常事象の抽出を行う。ここで、炉心の著しい損傷は、原子炉施設が通常運転状態から逸脱し、燃料体の発熱の増加または燃料体からの除熱の減少により、炉心が昇温することにより生じるものであることに着目する。次に、抽出した異常事象に続く事故の進展について、運転時の異常な過渡変化又は設計基準事故で考慮する安全機能の喪失の可能性を含めて分析する。その結果としての、炉心の著しい損傷に至る可能性がある組合せ（以下「事故シーケンス」という。）を類型化して、事象グループに集約する。最後にそれぞれの事象グループに含まれる事故シーケンスの中から、後述する着眼点に従って評価事故シーケンスを選定する。
4.3.1.2 事象グループの選定
異常事象の抽出においては、異常が発生する部位と異常の結果変動するパラメータを系統的に考慮する。異常事象の抽出結果及び影響を整理したものを第 4.3.1.1 表に示す。ここでは、施設の特徴を踏まえ、異常発生部位を、原子炉本体のうち「炉心」、原子炉冷却系統施設のうち「１次主冷却系」、「２次主冷却系」、「補助冷却設備」、「冷却材純化設備」、「ナトリウム充填・
ドレン設備」、「アルゴンガス設備」、計測制御系統施設のうち「安全保護回路」、「原子炉冷却材
温度制御系」、「１次冷却材流量制御系」、その他試験研究用等原子炉の附属施設のうち「常用電源」、「圧縮空気供給設備」とした。抽出した異常事象の炉心への影響について、炉心の昇温に至るか否かの観点で類型化した場合、これらは、「炉心流量減少」、「炉心流量が確保された状態での過出力」及び「炉心流量が確保され、過出力でない状態での除熱源喪失」に分類される。
類似の異常事象を集約した結果を第 4.3.1.2 表に示す。
集約した異常事象に続く事故の進展については、運転時の異常な過渡変化又は設計基準事故で考慮する安全機能の喪失の可能性を含めて分析する。すなわち、集約した異常事象並びに原
子炉停止機能の喪失又は冷却機能の喪失の組合せとして表される事故シーケンスを抽出する。
上記の異常事象並びに何らかの原因（地震等の外部事象を含む。
）による原子炉停止機能の喪
失又は冷却機能の喪失の組合せのうち、炉心の著しい損傷に至る最小の組合せ全てを炉心の著しい損傷に至る条件として明らかにする。この条件を基に異常事象ごとに原子炉停止機能及び冷却機能の成否を分岐図（以下「イベントツリー」という。）上に展開することにより事故シー
ケンスを抽出する。異常事象のうち炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリ
ーを第 4.3.1.1 図（1）から（7）及び第 4.3.1.2 図（1）から（7）に示す。このとき、原子炉停止機能及び冷却機能として考慮する対象は、設計基準事故対処設備に限る。設計基準を超える地震等の外部事象に関しては、共通原因により誘発される主冷却系 2 ループポンプトリップ
等の複数の異常事象及び設計基準事故対処設備の複数の機能喪失の一部として考慮される。
なお、異常事象の抽出が適切であることは、設計基準事故対処設備の安全機能を対象とした内部事象に関する確率論的リスク評価（出力運転時レベル 1PRA）において選定した起因事象との比較を通じて確認した。
抽出された異常事象に原子炉停止機能の喪失を重畳した事象は、炉心の著しい損傷に至る可能性があることから、イベントツリーで展開された多数の事故シーケンスを類型化し集約することにより以下の事象グループを選定する。
（１）炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（ULOF: Unprotected Loss of Flow）（２）過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP: Unprotected Transient Over-Power）
53 条(1)-添付 4-187[996]

（３）除熱源喪失時原子炉停止機能喪失（ULOHS: Unprotected Loss of Heat Sink)
また、「炉心流量減少」、「炉心流量が確保された状態での過出力」及び「炉心流量が確保され、過出力でない状態での除熱源喪失」において、原子炉停止機能が正常に作動した場合にあっても、崩壊熱を除去するための強制循環冷却機能の喪失により、炉心の著しい損傷に至る可能性のある事故シーケンスが抽出される。また、強制循環冷却機能を喪失する共通原因として原子炉冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルを超えて低下する事故シーケンスが抽出される。さらに、全交流動力電源喪失も、強制循環冷却機能を喪失する共通原因として抽出される。以上を踏まえ、イベントツリーで展開された多数の事故シーケンスを類型化し集約す
ることにより以下の事象グループを選定する。
（４）原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失（LORL: Loss of Reactor
Level）（５）交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失（PLOHS: Protected Loss of Heat Sink）（６）全交流動力電源喪失による強制循環冷却機能喪失（SBO：Station Blackout)
なお、設計基準を超える地震等の外部事象に起因する事故の進展についても以上の事象グループに集約される。
さらに、高速実験炉原子炉施設の炉心燃料集合体では、燃料要素の線出力密度は高く、また、
正三角格子状に稠密に配列していることなどを考慮し、炉心の局所的な昇温により燃料破損が発生するおそれのある異常事象を抽出した。結果を第 4.3.1.3 表に示す。また、イベントツリ
ーを第 4.3.1.3 図（1）から（3）に示す。なお、「流路閉塞事象(千鳥閉塞）)及び「局所的過熱
事象(約 30%過出力)」は異常事象の想定が設計基準事故での想定を超える事象であるため、設計基準事故対処設備の機能喪失を想定したイベントツリー上での展開はない。炉心の局所的な昇温により燃料破損が発生した場合に、全炉心規模に拡大して炉心の著しい損傷に至る可能性を確認するため、以下を事象グループとして選定する。
（７）局所的燃料破損（LF: Local (Fuel) Faults）
抽出された事故シーケンス及び選定した事象グループと国外のナトリウム冷却型高速炉で考慮されたものを比較、検討し、これらの抽出及び選定結果が妥当であることを確認した。
4.3.1.3 事象グループにおける評価事故シーケンスの選定
4.3.1.2 で選定した事象グループに複数の事故シーケンスが含まれる場合には、それらの中から、評価の対象とする評価事故シーケンスを選定する。選定にあたって影響の大きさを考慮した以下の点に着眼する。
（１）共通原因故障又は系統間の機能の依存性によって複数の機能が喪失し、炉心の著しい損傷に至る。
（２）炉心損傷防止措置の実施に対する余裕時間が短い。
（３）炉心損傷防止措置に必要な設備容量が大きい。
（４）事象グループの中の特徴を代表している。
ここで、「事象グループの中の特徴を代表している。」については、設計基準事故対処設備の安全機能を対象とした内部事象に関する確率論的リスク評価（出力運転時レベル 1PRA）によ53 条(1)-添付 4-188[997]

り定量化した事故シーケンス毎の炉心損傷頻度を参照した。
各事象グループについて選定した評価事故シーケンスを以下に示す。
（１）炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失
ａ．外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
ｃ．１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（２）過出力時原子炉停止機能喪失
ａ．出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳
事故（３）除熱源喪失時原子炉停止機能喪失
ａ．２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
ｂ．２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
ｃ．２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（４）原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失
ａ．１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故ｂ．１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）
破損の重畳事故
ｃ．１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故（５）交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失ａ．外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故
ｂ．２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故（６）全交流動力電源喪失による強制循環冷却機能喪失
ａ．全交流動力電源喪失（外部電源喪失及びディーゼル発電機起動失敗）事故
また、局所的燃料破損事故について選定した結果を以下に示す。
（７）局所的燃料破損
ａ．冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故
4.3.1.4 格納容器の破損に至る可能性があると想定する事故
炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故に対処するために講じる「炉心損傷防止措置」が機能しない場合においては、炉心の著しい損傷の可能性があり、その結果、格納容器が破損に至る可能性が想定される。
本原子炉施設であるナトリウム冷却型高速炉については、格納容器の破損を含む包括的解析
やレベル 1.5 確率論的リスク評価の実施例は数少なく、実用発電用軽水型原子炉施設における格納容器破損モードと同様に整理され国際的に共通認識されている格納容器破損モードは存在しない。このため、本原子炉施設においては、格納容器破損モードを想定した上でそれぞれの53 条(1)-添付 4-189[998]

破損モードに照らして評価の対象とする事故シーケンスを選定するのではなく、炉心損傷防止措置の有効性評価のために選定した全ての評価事故シーケンスをそのまま格納容器破損防止措置の有効性評価のための評価事故シーケンスとして選定し、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定して、その場合において、格納容器破損防止措置を講じることとし、格納容器破損防止措置に有効性があることを確認する。
格納容器破損防止措置の有効性評価においては、ナトリウム冷却型高速炉において格納容器の破損を引き起こす機構に応じて設定した評価項目を満足することを確認することにより措置の有効性を確認している。その結果として、想定される全ての格納容器破損機構に対して、格納容器破損防止措置が有効であることが確認できる。
なお、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合において、必ずしも全ての評価事
故シーケンスにおいて直ちに格納容器への負荷が発生することはない。また、本原子炉施設は
低圧システムで、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していること、燃料の装荷量の少ない小型の原子炉で、高い固有の安全特性を有していること、原子炉冷却材バウンダ
リが放射性物質の閉じ込めに有効な物理障壁を形成していること、原子炉容器外側に安全容器を設置していること、格納容器（床下）を窒素ガス雰囲気としていること、格納容器（床上）には大きな自由空間体積が存在することなどの特徴を有している。したがって、格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するための評価においては、これらの本原子炉施設の設計の特徴と評価事故シーケンスの特徴を適切に考慮して評価を行う。炉心の著しい損傷が生じ、格納容器への負荷が生じる事象にあっては、事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」、「過出力時原子炉停止機能喪失」、「原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失」及び「交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機能喪失」の評価事故シーケンスの有効性評価が対応する。これらの評価事故シーケンス以外の評
価事故シーケンスは、これらの評価事故シーケンスと同様であるかあるいは包絡されると考えられるが、有効性評価では、全ての評価事故シーケンスを対象とすることにより、炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故の全体を一貫して評価することができる。

53 条(1)-添付 4-190[999]

第 4.3.1.1 表 異常発生の部位とパラメータ変動を系統的に考慮した異常事象の抽出結果及び影響の整理（1/2）
異常部位
炉心

着目
変量
反応度

変動
方向
正

負

安全
保護回路

１次
冷却系＊1

原子炉
トリッ
プ

誤作動

冷却材
流量

増大

誤動作

減少

冷却材
インベ
ントリ

増大

減少

圧力

増大
減少

具体的な異常事象

異常事象の影響

炉心への影響

出力運転中の制御棒の異常な引抜き
炉心燃料集合体の収縮方向の移動ガス気泡の炉心通過*3
炉心燃料集合体の膨張方向の移動*3
制御棒又は後備炉停止制
御棒誤挿入*3
制御棒又は後備炉停止制
御棒落下*3
原子炉誤スクラム（自動）原子炉誤スクラム（手動）
１次冷却材
流量制御系故障

正の反応度

炉心流量が確保された状態での
過出力

負の反応度

炉心流量減少１次冷却材流量減少（１次主循環ポンプトリップ）
１次主循環ポンプ軸固着
オーバフロー系故障*3
主中間熱交換器
伝熱管破損*3
補助中間熱交換器
伝熱管破損*3
１次冷却材漏えい（１次主冷却系
配管（内管）破損）
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系
配管（内管）破損）
１次アルゴンガス系
圧力制御系故障*3
他系統からのガス混入*3
１次アルゴンガス系
圧力制御系故障*3
１次アルゴンガス漏えい*3

原子炉スクラムに伴う 1 次主循
環ポンプトリップ
過冷却
１次主循環ポンプトリップ

炉心流量が確保された状態での過出力
炉心流量減少53 条(1)-添付 4-191[1000]

第 4.3.1.1 表 異常発生の部位とパラメータ変動を系統的に考慮した異常事象の抽出結果及び影響の整理（2/2）
異常部位
２次
冷却系＊2

着目
変量
冷却材
流量

変動
方向
増大
減少

冷却材
インベ
ントリ

増大

圧力

増大

減少

減少

空気流
量

増大
減少

常用電源

圧縮空気
供給設備

電源

圧縮空
気

喪失

喪失

具体的な異常事象

異常事象の影響

炉心への影響２次冷却材流量増大

過冷却

２次冷却材流量減少（２次主循環ポンプ
トリップ）
２次主循環ポンプ軸
固着
２次純化系故障*3

２次主循環ポンプトリップ

炉心流量が確保された状態での過出力
炉心流量が確保され、過出力でない状態
での除熱源喪失

２次冷却材漏えい
主中間熱交換器
伝熱管破損
２次アルゴンガス系
圧力制御系故障*3
２次アルゴンガス系
圧力制御系故障*3
２次アルゴンガス漏
えい*3
温度制御系故障
温度制御系誤操作
温度制御系故障
温度制御系誤操作
主送風機（1 台）故障/トリップ
主送風機軸固着
外部電源喪失

圧縮空気供給設備故
障*3
圧縮空気漏えい*3

１次主循環ポン
プトリップ
２次冷却材流量減少
１次主循環ポン
プトリップ

過冷却
除熱不足

１次主循環ポン
プ駆動用主電動機
電源喪失
２次主循環ポン
プ駆動用電動機
電源喪失
１次主循環ポンプトリップ

炉心流量減少炉心流量が確保され、過出力でない状態
での除熱源喪失
炉心流量減少炉心流量が確保された状態での過出力
炉心流量が確保され、過出力でない状態
での除熱源喪失

炉心流量減少炉心流量が確保され、過出力でない状態
での除熱源喪失
炉心流量減少＊1： １次冷却材流量制御系、補助冷却設備（１次補助冷却系）、ナトリウム充填・ドレン設備（オーバフロー系）、アルゴンガス設備（１次アルゴンガス系）を含む。
＊2： 冷却材純化設備（２次純化系）、アルゴンガス設備（２次アルゴンガス系）、原子炉冷却材
温度制御系を含む。
＊3： 原子炉の緊急停止の必要がない、又は緊急停止せずとも炉心の著しい損傷に至らないが、保守的に原子炉スクラムに至ると仮定すると、原子炉スクラムに伴う炉心流量減少が生じる。

53 条(1)-添付 4-192[1001]

第 4.3.1.2 表 炉心の著しい損傷に至る可能性がある通常運転状態からの逸脱の原因を系統的に抽出して選定した異常事象
原因＊１

左記原因をもたらす

異常発生部位による分類

異

常 事 象

事象
炉心流量減少１次主循環ポンプト
リップによる流量減
少１次主循環ポンプトリップ

１次主循環ポンプ駆動用主電
動機電源喪失上記以外の原因に起因するイ
ンターロック作動に伴う１次主循環ポンプトリップ＊２

炉心流量が確保された状態での過出力

炉心流量が確保され、過出力でない状態での除熱源喪失

制御棒、炉心燃料集
合体の移動による反応度添加
炉心へ流入する冷却材温度の低下に伴う反応度フィードバッ
ク
２次冷却材流量減少
による主中間熱交換器除熱減少

２次冷却材温度上昇
による主中間熱交換器除熱減少

制御棒の異常な引抜き
炉心燃料集合体等の異常な変位
１次冷却材流量制御系故障
２次主冷却系異常による過冷却
主冷却器異常による過冷却
２次主循環ポンプトリップ

２次主循環ポンプ駆動用電動機電源喪失
上記以外の原因に起因する２次冷却材流量減少＊２
主冷却器異常による除熱不足

１次冷却材流量減少(１次主循環ポンプトリッ
プ)
１次主循環ポンプ軸固着
外部電源喪失
１次冷却材漏えい(１次主冷却系配管(内管)破損)
１次冷却材漏えい(安全容器内配管(内管)破損)
１次冷却材漏えい(１次補助冷却系配管(内管)破損)
出力運転中の制御棒の異
常な引抜き
－＊３
－＊４
２次冷却材流量増大
主冷却器空気流量増大
２次冷却材流量減少(２次主循環ポンプトリッ
プ)
２次主循環ポンプ軸固着－＊５２次冷却材漏えい
主冷却器空気流量減少
主送風機風量瞬時低下＊１：炉心の著しい損傷に至る可能性がある炉心全体の昇温をもたらす通常運転状態からの逸脱＊２：原子炉トリップ信号発信によるインターロック作動が含まれるが、影響の大きさが他の異常事象に包絡されることから、何らかの原因による原子炉トリップ信号の発信を独立した異常事象に選定しない。
＊３：設計で想定される炉心燃料集合体等の異常な変位による反応度添加は制御棒の異常な引抜きに包絡される。
＊４：過冷却の要因として１次冷却材流量制御系故障による１次主冷却系流量増大を想定しても炉心の著しい損傷に至る反応度は添加されない。
＊５：代表的な原因は外部電源喪失であり、炉心流量減少において考慮している。

53 条(1)-添付 4-193[1002]

第 4.3.1.3 表 炉心の局所的な昇温をもたらす通常運転状態からの逸脱の原因を系統的に抽出して選定した異常事象
原因
炉心局所の
流量減少

炉心局所の
過出力

左記原因をもたらす

異常発生部位に事象よる分類

燃料要素の破損による流路阻害
異物混入による流路閉
塞
過剰な核分裂性物質量を有する燃料要素の炉
心局所への誤装荷

異

常 事 象

同左

燃料要素の偶発的破損

同左

流路閉塞事象(１サブチャンネル閉塞)
流路閉塞事象(千鳥閉塞）
局所的過熱事象(約 10％過出力)
局所的過熱事象(約 30％過出力)同左

53 条(1)-添付 4-194[1003]

53 条(1)-添付 4-195[1004]

失敗

成功

原子炉トリップ信号発信（「電源喪失」）

失敗

成功

原子炉保護系（スクラム）
動作

原子炉停止機能失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※1

事故シーケンス

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（1）※1： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（7）にて展開する。

外部電源喪失異常事象

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）－

事象グループ

53 条(1)-添付 4-196[1005]失敗

失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※3

事故シーケンス

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※4

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※4

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※4※4：－

事象グループ

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（2）

コンクリート遮へい体冷却系の異常や炉心損傷が生じると格納容器バイパスをもたらすおそれのある補助中間熱交換器伝熱管破損等の原子炉の緊急停止を要さない異常が生じると、運転員は原子炉を通常停止することから、これらを起因として本事故シーケンスような原子炉停止機能喪失には至らない。

※3： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）にて展開する。ただし、異常事象が「1次主循環ポンプ軸固着」の場合は、第4.3.1.2図(5)にて展開する。

※2： 原子炉手動スクラムでは制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗以外は生じない。

※1： 異常事象が「1次主循環ポンプ軸固着」の場合も同じ。

失敗

成功

成功

原子炉保護系（スクラム）動作

１次冷却材流量減少（１次主循環ポンプトリップ）※1、※2

原子炉トリップ信号発信（「１次冷却材流量低」）

原子炉停止機能異常事象

53 条(1)-添付 4-197[1006]

失敗

成功

原子炉保護系（スクラム）
動作

原子炉停止機能失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※1

事故シーケンス

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（3）※2： 原子炉保護系（スクラム）動作に伴い、１次主循環ポンプの主電動機が停止し炉心流量減少が生じる。

※1： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）にて展開する。

失敗

成功

原子炉トリップ信号発信
出力運転中の制御棒（「中性子束高（出力領域）」）の異常な引抜き

異常事象

過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP）

過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※2－

事象グループ

53 条(1)-添付 4-198[1007]

失敗

成功

原子炉保護系（スクラム）
動作

原子炉停止機能失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※2事故シーケンス

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（4）※3： 原子炉保護系（スクラム）動作に伴い、１次主循環ポンプの主電動機が停止し炉心流量減少が生じる。

※2： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）にて展開する。

※1： 異常事象が「主冷却器空気流量増大」の場合も同じ。

失敗

成功

原子炉トリップ信号発信
２次冷却材流量増大（「中性子束高（出力領域）」）
※1

異常事象

過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP）

過出力時原子炉停止機能喪失（UTOP）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※3－

事象グループ

53 条(1)-添付 4-199[1008]失敗

失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※2事故シーケンス

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（5）※3： 原子炉保護系（スクラム）動作に伴い、１次主循環ポンプの主電動機が停止し炉心流量減少が生じる。

※2： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）にて展開する。

※1： 異常事象が「2次主循環ポンプ軸固着」の場合も同じ。

失敗

成功

成功

原子炉保護系（スクラム）動作

２次冷却材流量減少（２次主循環ポンプトリップ）※1

原子炉トリップ信号発信（「２次冷却材流量低」）

原子炉停止機能異常事象

除熱源喪失時原子炉停止機
能喪失（ULOHS）

除熱源喪失時原子炉停止機
能喪失（ULOHS）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※3－

事象グループ

53 条(1)-添付 4-200[1009]

失敗

成功

原子炉トリップ信号発信（「原子炉入口冷却材温度
高」）

失敗

成功

原子炉保護系（スクラム）
動作

原子炉停止機能失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※2事故シーケンス

除熱源喪失時原子炉停止機
能喪失（ULOHS）※4

除熱源喪失時原子炉停止機
能喪失（ULOHS）※4

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（6）

炉心損傷が生じると格納容器バイパスをもたらす主中間熱交換器伝熱管破損は、2次冷却材インベントリの減少をもたらす点で異常事象「２次冷却材漏えい」と同様である。
※4： ただし、主中間熱交換器伝熱管破損が生じると、運転員は原子炉を通常停止することから、主中間熱交換器伝熱管破損を起因として本事故シーケンスのような原子炉停止
機能喪失には至らない。

※3： 原子炉保護系（スクラム）動作に伴い、１次主循環ポンプの主電動機が停止し炉心流量減少が生じる。

－

事象グループ

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）※3、※4※2： 原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）にて展開する。ただし、異常事象が「２次冷却材漏えい」の場合は第4.3.1.2図（6）にて展開する。

※1： 異常事象が「主送風機風量瞬時低下」及び「２次冷却材漏えい※4」の場合も同じ。

主冷却器空気流量
減少※1

異常事象

53 条(1)-添付 4-201[1010]失敗

失敗

成功

制御棒（主炉停止系）の急速挿入

原子炉トリップ信号発信失敗

原子炉保護系（スクラム）動作失敗

制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗

炉心健全※2事故シーケンス※2：

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）

炉心流量喪失時原子炉停止
機能喪失（ULOF）－

事象グループ

第 4.3.1.1 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（原子炉停止機能）（7）

原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（1）にて展開する。ただし、異常事象が「１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）」及び「１次冷却材漏えい（1次補助
冷却系配管（内管）破損）」の場合は、各々第4.3.1.2図(2)及び第4.3.1.2図(3)にて展開する。

※1： 異常事象が「１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）」及び「１次冷却材漏えい（1次補助冷却系配管（内管）破損）」の場合も同じ。

失敗

成功

成功

原子炉保護系（スクラム）動作

１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）※1

原子炉トリップ信号発信（「炉容器液位低」）原子炉停止機能異常事象

53 条(1)-添付 4-202[1011]

破損

破損

健全

安全容器内配管
（内管）

失敗

成功
失敗

成功

２次主冷却系による除熱

冷却機能
１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却及び補助冷却系による強制循環
冷却※4

炉心損傷なし事象グループ

１次主冷却系配管（内管）破損（原子炉容器 原子炉容器液位確保機能喪
液位：１次主冷却系の循環に必要な液位より 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
低下）

１次主冷却系配管（外管）破損（原子炉容器 原子炉容器液位確保機能喪
液位：１次主冷却系の循環に必要な液位より 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
低下）

安全容器内配管（内管）破損（原子炉容器 原子炉容器液位確保機能喪
液位：１次主冷却系の循環に必要な液位より 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
低下）

原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必 交流動力電源が存在し、か要な液位が確保＋１次主循環ポンプポニー つ原子炉容器液位が確保さモータによる強制循環２ループとも失敗＋ れた状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）
補助冷却系による強制循環冷却失敗

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（1）※4： １次主循環ポンプポニーモータによる強制循環冷却、又は補助冷却系による強制循環冷却のいずれか一方に成功すれば炉心損傷に至らない。

※3： 異常事象と同一ループの１次主冷却系配管（外管）の破損。

※2： 異常事象と異なるループの１次主冷却系配管（内管）の破損。

事故シーケンス

交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋２次主冷却系による除熱れた状態での崩壊熱除去機
２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし※1： １次オーバフロー系、１次ナトリウム純化系及び１次ナトリウム充填ドレン系は配管破損により原子炉容器液位確保機能を喪失しないため、異常事象等に抽出していない。

破損

健全

健全

１次主冷却系配管（外管）※3

１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）

１次主冷却系配管（内管）※2

原子炉容器液位確保機能※1

異常事象※1

53 条(1)-添付 4-203[1012]

破損

健全

安全容器内配管（外管）

破損

健全

１次主冷却系配管（内管）

原子炉容器液位確保機能※1失敗

成功

１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却及び補助冷却系による強制循環
冷却※2

失敗

成功

２次主冷却系による除熱

冷却機能

炉心損傷なし事象グループ

安全容器内配管（外管）破損（原子炉容器 原子炉容器液位確保機能喪
液位：１次主冷却系の循環に必要な液位より 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
低下）

１次主冷却系配管（内管）破損（原子炉容器 原子炉容器液位確保機能喪
液位：１次主冷却系の循環に必要な液位より 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）
低下）

原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必 交流動力電源が存在し、か要な液位が確保＋１次主循環ポンプポニー つ原子炉容器液位が確保さモータによる強制循環２ループとも失敗＋ れた状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）
補助冷却系による強制循環冷却失敗

交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋２次主冷却系による除熱れた状態での崩壊熱除去機
２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし事故シーケンス

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（2）※2： １次主循環ポンプポニーモータによる強制循環冷却、又は補助冷却系による強制循環冷却のいずれか一方に成功すれば炉心損傷に至らない。

※1： １次オーバフロー系、１次ナトリウム純化系及び１次ナトリウム充填ドレン系は配管破損により原子炉容器液位確保機能を喪失しないため、異常事象等に抽出していない。

１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）
破損）

異常事象※1

53 条(1)-添付 4-204[1013]

破損

破損

健全

安全容器内配管
（内管）

失敗

成功

失敗

成功

失敗

成功

１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却

失敗

成功

２次主冷却系による除熱

冷却機能
事故シーケンス

炉心損傷なし事象グループ

炉心損傷なし炉心損傷なし原子炉容器液位確保機能喪
１次補助冷却系配管破損（原子炉容器液
位：１次主冷却系の循環に必要な液位より低 失による崩壊熱除去機能喪失（LORL）※2下）

交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋１次主循環ポンプポニー
れた状態での崩壊熱除去機
モータによる強制循環２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）※2

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋１次主循環ポンプポニー
れた状態での崩壊熱除去機
モータによる強制循環２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）※2

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋１次主循環ポンプポニー
れた状態での崩壊熱除去機
モータによる強制循環２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）※4

交流動力電源が存在し、か原子炉容器液位：１次主冷却系の循環に必つ原子炉容器液位が確保さ要な液位が確保＋２次主冷却系による除熱れた状態での崩壊熱除去機
２ループとも失敗
能喪失（PLOHS）※4

炉心損傷なし※4：

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（3）

補助中間熱交換器伝熱管破損を起因とする事故は、炉心損傷が生じると格納容器バイパスとなるが、補助中間熱交換器伝熱管破損が生じると、運転員は２次補助中間熱交換器出入口弁を閉止することから、炉心損傷に至ったとしても破損した伝熱管を通じた格納容器バイパスは防止される。

※3： 異常事象により補助冷却系による強制循環冷却に失敗。

炉心損傷が生じると格納容器バイパスをもたらすおそれのある補助中間熱交換器伝熱管破損は、異常事象により補助冷却系による強制循環冷却に失敗する点で異常事象「１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）」と※2： 同様である。ただし、補助中間熱交換器伝熱管破損が生じると、２次補助冷却系から１次補助冷却系への冷却材流入が生じ、原子炉容器液位の低下要因とならないことから、原子炉容器液位確保機能について「破損」側の分岐は考慮不要であり、その結果、本事故シーケンスのような崩壊熱除去機能喪失には至らない。

※1： １次オーバフロー系、１次ナトリウム純化系及び１次ナトリウム充填ドレン系は配管破損により原子炉容器液位確保機能を喪失しないため、異常事象等に抽出していない。

破損

健全

健全

１次主冷却系配管（内管）

１次補助冷却系配管（外管）

原子炉容器液位確保機能※1

異常事象※1

１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）※2、※3

53 条(1)-添付 4-205[1014]

※1：

失敗

成功

２次主冷却系による除熱

冷却機能

失敗

成功

補助冷却系による
強制循環冷却

１次主循環ポンプポニーモータによる強制
循環２ループとも失敗＋補助冷却系による強制循環冷却失敗

炉心損傷なし２次主冷却系による除熱２ループとも失敗

炉心損傷なし事故シーケンス

交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし事象グループ

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（4）

異常事象が「出力運転中の制御棒の異常な引抜き」、「２次冷却材流量増大」、「２次冷却材流量減少（２次主循環ポンプトリップ）」、「主冷却器空気流量増大」、「主冷却器空気流量減少」、「２次主循環ポンプ軸固着」及び「主送風機風量瞬時低下」の場合も同じ。また、コンクリート遮へい体冷却系の異常等に伴う原子炉通常停止の場合も同じ。

失敗

成功

１次冷却材流量減少
１次主循環ポンプポニーモー（１次主循環ポンプト
タによる強制循環冷却リップ）※1

異常事象

53 条(1)-添付 4-206[1015]失敗※1成功

１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却

失敗

成功

２次主冷却系による除熱

冷却機能

失敗

成功

補助冷却系による
強制循環冷却

１次主循環ポンプポニーモータによる強制
循環２ループとも失敗＋補助冷却系による強制循環冷却失敗

炉心損傷なし２次主冷却系による除熱２ループとも失敗

炉心損傷なし事故シーケンス

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（5）※1： 異常事象により１ループの１次主循環ポンプポニーモータの強制循環冷却に失敗。

１次主循環ポンプ
軸固着

異常事象

交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし事象グループ

53 条(1)-添付 4-207[1016]

失敗※2成功

２次主冷却系による除熱

失敗

成功

補助冷却系による
強制循環冷却

１次主循環ポンプポニーモータによる強制
循環２ループとも失敗＋補助冷却系による強制循環冷却失敗

炉心損傷なし２次主冷却系による除熱２ループとも失敗

炉心損傷なし事故シーケンス

交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）※1

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）※1

炉心損傷なし事象グループ

主中間熱交換器伝熱管破損は、2次冷却材インベントリの減少をもたらす点で異常事象「２次冷却材漏えい」と同様である。主中間熱交換器伝熱管破損に起因する事故は、炉心損傷が生じると格納容器バイパスとなり、炉心損傷後の格納容器の機能に期待することが困難なものであり、炉心損傷防止で対策する。

失敗

成功

１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却

冷却機能

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（6）※2： 異常事象により１ループの２次主冷却系による除熱に失敗。

※1：

２次冷却材漏えい※1

異常事象

53 条(1)-添付 4-208[1017]

外部電源喪失

異常事象

失敗

成功

失敗

成功

１次主循環ポンプポニーモー
タによる強制循環冷却

失敗

成功

２次主冷却系による除熱

失敗

成功

補助冷却系による
強制循環冷却ディーゼル発電機（2台）起動失敗

１次主循環ポンプポニーモータによる強制
循環２ループとも失敗＋補助冷却系による強制循環冷却失敗

炉心損傷なし２次主冷却系による除熱２ループとも失敗

炉心損傷なし事故シーケンス

第 4.3.1.2 図 炉心全体の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（冷却機能）（7）

ディーゼル発電機起動

冷却機能

全交流動力電源喪失（SBO）

交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし交流動力電源が存在し、かつ原子炉容器液位が確保された状態での崩壊熱除去機
能喪失（PLOHS）

炉心損傷なし事象グループ異常事象
燃料破損検出及び原子炉停止

局所的過熱事象（約10％過出力）

成功

失敗

事故シーケンス

事象グループ

炉心健全※1－

燃料破損検出及び原子炉停止失敗

局所的燃料破損（LF）※1：原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）と同様である。

第 4.3.1.3 図 炉心局所の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（1）

異常事象
燃料破損検出及び原子炉停止

燃料要素の
偶発的破損

成功

失敗

事故シーケンス

事象グループ

炉心健全※1－

燃料破損検出及び原子炉停止失敗

局所的燃料破損（LF）※1：原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）と同様である。

第 4.3.1.3 図 炉心局所の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（2）
異常事象
燃料破損検出及び原子炉停止

流路閉塞事象（1サブチャンネル
閉塞）

成功

失敗

事故シーケンス

事象グループ

炉心健全※1－

燃料破損検出及び原子炉停止失敗

局所的燃料破損（LF）※1：原子炉停止後の崩壊熱除去については、第4.3.1.2図（4）と同様である。

第 4.3.1.3 図 炉心局所の昇温に至るものについて展開したイベントツリー（3）53 条(1)-添付 4-209[1018]

4.3.2 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の有効性評価の条件等
4.3.2.1 基本的考え方
炉心の著しい損傷に至る可能性があると想定する事故が発生した場合に、炉心損傷防止措置が有効であること及び炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合に、格納容器破損防止措置が有効であることを示すため、評価対象とする事故シーケンスを整理し、対応する評価項目を設定した上で、計算プログラム（以下「計算コード」という。
）を用いた解析等を踏まえて、措置の有効性を評価することを基本とする。
4.3.2.2 解析に当たって考慮する事項
有効性評価は、「添付書類 8 10.10 多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材」の「「燃料体の損傷が想定される事故」に係る資機材」等を用いたものを対象とし、原則として事故が収束し、又は当該事故の収束が合理的に判断できる時点までを対象とする。
4.3.2.3 有効性評価における解析の条件設定の方針
有効性評価における解析の条件設定については、「4.3.2.2 解析に当たって考慮する事項」を考慮するとともに、評価対象とする事故の発生頻度が極めて小さいことを踏まえて、設計値
等の現実的な条件を用いた最適評価を行うことを基本とする。また、計算コードや解析条件の不確かさが大きい場合には、感度解析等によりその影響を適切に考慮する。
4.3.2.4 解析の実施方針
有効性評価における解析においては、評価項目となるパラメータの推移の他、事象進展の状況を把握する上で必要なパラメータの推移について解析を実施し、事象進展が適切に解析されていることを確認する。
4.3.2.5 有効性評価に使用する計算コード
有効性評価において使用する計算コードは、評価事故シーケンスの特徴に応じて、評価項目となるパラメータに有意な影響を与える現象（以下「重要現象」という。
）がモデル化されており、実験等を基に検証され、適用範囲を含めて不確かさが把握されている以下の計算コードを選定して使用する。
4.3.2.5.1 Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤ
4.3.2.5.1.1 概要
Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤは、その前身の計算コードによる「常陽」及び「もんじゅ」の安全設計及び安全評価に適用された実績を有しており、ナトリウム冷却型高速炉を対象としたプラント冷却系の動特性解析機能と炉心の核熱安全解析機能を有する汎用モジュール型
プラント動特性解析コードである。評価事故シーケンスの解析に必要な炉心核計算、炉心及び原子炉容器内の熱流動計算、冷却系及び熱交換器の熱流動計算、動的機器（弁、ポンプ等）の計算、並びに原子炉保護系の計算等の機能を有する。
本計算コードは、炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の有効性評価において、53 条(1)-添付 4-210[1019]

原子炉冷却材バウンダリの健全性を評価するために必要な原子炉容器出口冷却材温度、再配置・冷却過程の解析に必要な原子炉容器入口冷却材温度、炉心流量等の計算に使用される。また、Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤに独立モジュールとして組み込まれているデブリベッド
熱計算モジュールは、それ単独で、事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」の再配置・冷却過程におけるデブリベッド冷却の解析に用いられる。
4.3.2.5.1.2 重要現象のモデル化
評価事故シーケンスの特徴に応じ、炉心、原子炉容器、１次主冷却系、２次主冷却系、１次補助冷却系及び２次補助冷却系における重要現象をモデル化し、評価項目であるパラ
メータ又は評価項目の解析に必要なパラメータを計算する。炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の有効性評価で使用するモデルは以下である。
(1) 炉心及び原子炉容器
各種反応度フィードバック及び核動特性、崩壊熱、燃料ペレット、被覆管、冷却材等の温度変化等が重要であり、モデル化されている。自然循環条件では炉心流量再配分、
炉心径方向熱移行、炉上部プレナム温度成層化等が重要であり、モデル化されている。
１次冷却材が漏えいする事故シーケンスでは、原子炉トリップのタイミングに影響する
原子炉容器ナトリウム液位変化が重要であり、モデル化されている。
(2) １次主冷却系
冷却材の熱流動として、除熱源喪失型原子炉停止機能喪失の事故シーケンスでは強制循環、除熱源喪失型除熱機能喪失の事故シーケンスでは自然循環が重要であり、モデル化されている。１次冷却材が漏えいする事故シーケンスでは、ナトリウム漏えい流量及
び主中間熱交換器のナトリウム液位変化、長時間にわたる事故シーケンスでは主中間熱
交換器の熱交換が重要であり、モデル化されている。
(3) ２次主冷却系
除熱源喪失型原子炉停止機能喪失や、除熱源喪失型除熱機能喪失等、長時間にわたる
事故シーケンスでは、冷却材熱流動（強制循環、自然循環）、主冷却機の除熱（強制通風、自然通風）が重要であり、モデル化されている。
(4) １次補助冷却系
補助冷却設備を起動する事故シーケンスでは、冷却材熱流動（強制循環）、補助中間
熱交換器の熱交換が重要であり、モデル化されている。
(5) ２次補助冷却系
補助冷却設備を起動する事故シーケンスでは、冷却材熱流動（強制循環）、補助冷却
機の除熱（強制通風）が重要であり、モデル化されている。
(6) デブリベッド
格納容器破損防止措置の有効性評価において、内部発熱するデブリベッド内の温度分
布及び冷却性限界を解析するため、サブクール状態及び沸騰状態に応じた等価熱伝導率が重要であり、モデル化されている。
4.3.2.5.1.3 妥当性確認及び不確かさの把握
53 条(1)-添付 4-211[1020]

Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤは、ナトリウム冷却型高速炉での単相冷却材の熱流動挙動を再現するプラント動特性解析及び安全評価に用いる計算コードとして、国内外の実プラントで取得したデータとの比較が行われている。高速実験炉「常陽」の自然循環試験を対象とした試験解析により、自然循環崩壊熱除去時の炉心部や系統の熱流動挙動をおおむね再現できることが確認されている。高速増殖原型炉「もんじゅ」では、40％出力運転状態からのプラントトリップ試験を対象とした試験解析によりプラントトリップ時のプラントの過渡変化、及びポンプ入熱による自然循環模擬試験を対象とした試験解析により１次系自然循
環及び２次系自然循環時のプラント挙動を、それぞれおおむね再現できることが確認されている。また、米国の実験炉 EBR-Ⅱの自然循環試験解析により、自然循環崩壊熱除去時のプラント挙動をおおむね再現できることが確認されている。デブリベッド熱計算モジュールについては、米国サンディア国立研究所の試験炉 ACRR を用いて実施されたデブリベッド冷却性炉内試験（D-10）を対象とした試験解析により、デブリベッド内の冷却材温度分
布をおおむね再現できることが確認されている。
以上の妥当性確認を通じて、計算コードを構成する各モジュールの妥当性や適用性が確認されており、計算コードとしての不確かさは小さく、評価事故シーケンスの解析における重要な評価項目である冷却材最高温度等の計算を適切に行うことができる。
4.3.2.5.2 ＡＳＦＲＥ
4.3.2.5.2.1 概要
ＡＳＦＲＥは、高速炉燃料集合体内の熱流動現象の解析を目的とし、三角配列された燃料要素の間の流路又は燃料要素とラッパ管で囲まれる流路を一つの流路（サブチャンネル）としてモデル化される単相サブチャンネル解析コードである。各サブチャンネル内でワイ
ヤスペーサの形状及び流れの方向を考慮して圧力損失を評価できるモデル、サブチャンネ
ル間の乱流混合を取り扱うモデルを用いている。また、ＡＳＦＲＥは任意のサブチャンネ
ルに対して流路が閉塞された状態を解析することができ、燃料集合体内冷却材流路閉塞事
故における評価事故シーケンス「冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故」の解析に使用する。
4.3.2.5.2.2 重要現象のモデル化
燃料集合体の解析モデルは、燃料ペレット、燃料ペレット－燃料被覆管ギャップ、燃料
被覆管、ワイヤスペーサ、燃料集合体内冷却材、ラッパ管から構成されており、燃料集合
体内冷却材は液相の単相流を取り扱う。流路が閉塞された状態を解析する場合は、サブチ
ャンネル単位で当該部を閉塞物に置き換える。また、被覆管のクリープ破損により、冷却材中にガスが噴出された状態を解析する場合は、サブチャンネル単位で当該部をガス相に置き換える。本評価事故シーケンスにおける重要現象は、燃料被覆管の温度変化と冷却材の温度変化及び速度分布である。
(1) 燃料被覆管温度変化
被覆管内の熱伝導については、支配方程式（３次元熱伝導方程式）を直接計算する。
燃料ペレットと被覆管内面間の熱伝達は、「常陽」の照射試験データに基づいて評価したギャップ熱伝達率を設定して計算する。被覆管と冷却材との熱伝達は、米国 FFTF で53 条(1)-添付 4-212[1021]

の模擬燃料集合体を用いた炉外ナトリウム試験の結果から導出された相関式を用いる。
(2) 燃料集合体内冷却材温度変化及び速度分布
燃料集合体内の冷却材温度変化は、渦拡散モデル（Todereas-Turi 相関式）を用いて計算し、速度分布の計算では、冷却材が燃料集合体の燃料要素やワイヤスペーサから受ける局所的な摩擦及び抗力を考慮できる分布抵抗モデルを用いるとともに、相関式（Aokiの式）を用いて乱流による付加的な渦粘性の効果を考慮して計算する。閉塞物と冷却材間の熱伝達は、液体金属での実測に基づいて提案されている相関式（Subbotin 式）を用いて計算する。
4.3.2.5.2.3 妥当性確認及び不確かさの把握
ＡＳＦＲＥは、既往試験を対象とした試験解析により、その妥当性が確認されている。
「常陽」及び「もんじゅ」の燃料集合体の水試験を対象とした試験解析により、燃料集合
体内軸方向圧力損失について、解析結果は試験結果を再現することが確認されている。また、模擬燃料集合体内の温度分布を計測したナトリウム試験を対象とした試験解析により妥当性が確認されている。これら妥当性確認を通じて、計算コードを構成する各解析モデ
ルの妥当性が確認されており、計算コードとしての不確かさは小さく、評価事故シーケンスの解析における重要な評価項目である冷却材最高温度等の計算を適切に行うことができる。
4.3.2.5.3 ＳＡＳ４Ａ
4.3.2.5.3.1 概要
ＳＡＳ４Ａは、高速増殖原型炉「もんじゅ」の安全解析に使用したＳＡＳ３Ｄの次世代改良版として米国アルゴンヌ国立研究所で開発された計算コードで、原子力機構では 1980年代に導入し、酸化物燃料版のモデル改良及び検証を行ってきた。
ＳＡＳ４Ａは、事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」の起因過程において炉心の各部で時間遅れをもって発生する種々の現象を解析するモジュールを有機的に結合させた計算コードである。
ＳＡＳ４Ａでは、炉心を構成する燃料集合体を出力－流量比等の条件によりグループ化
し（ＳＡＳチャンネル）、炉心全体を 10～33 程度のＳＡＳチャンネルで代表させる。各チャンネルは、上部プレナム及び下部プレナムで水力学的に結合するとともに、1 点炉近似
動特性で核的に結合することにより、炉心全体の事故の進展挙動を解析する。一つのＳＡ
Ｓチャンネルは、径方向及び軸方向に分割した単一燃料要素伝熱モデルで構成され、燃料ペレット、燃料－被覆管ギャップ、被覆管、冷却材、ラッパ管は、径方向伝熱モデルにより結合されているとともに、軸方向には冷却材の熱流動を介して結合されている。燃料の破損後の冷却材流路中の溶融燃料等の挙動については、軸方向 1 次元の質量、運動量及びエネルギーの保存則を解く。冷却材沸騰後に燃料が破損するチャンネルにおいては、ナト
リウム蒸気流による溶融被覆管の移動挙動と、その後の燃料崩壊に伴う燃料の移動挙動を、
未沸騰又は部分沸騰で燃料が破損するチャンネルにおいては、燃料破損後の FCI 挙動と燃料の移動挙動を計算する。
53 条(1)-添付 4-213[1022]

4.3.2.5.3.2 重要現象のモデル化
ＳＡＳ４Ａは「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」及び「過出力時原子炉停止機能喪失」の起因過程における重要現象がモデル化されている。具体的には、重要なパラメータ
である炉心の反応度変化に影響を及ぼす以下の重要現象がモデル化されている。
(1) 燃料定常照射挙動
燃料の再組織化、燃料のスエリングに伴う膨張、FP ガスの放出等がモデル化されている。ここでは重要な反応度効果を持つ燃料移動に影響を及ぼす FP ガスの保持量の計算がモデル化されている。
(2) 原子炉出力及び反応度フィードバック挙動
燃料ドップラ反応度、燃料及び構造材(スティール)の密度反応度（軸伸び反応度）、
冷却材密度及びナトリウムボイド反応度、並びに燃料及び構造材(スティール)の移動反応度がモデル化されている。
原子炉出力は物質の温度及び質量の分布と反応度係数から求めた反応度変化に基づき
１点炉近似動特性により計算される。また、遅発中性子は６群近似でモデル化されている。この他に、６群近似の崩壊熱及び構造材のガンマ発熱もモデル化されている。
(3) 燃料要素の熱的・機械的挙動
熱的挙動としては、燃料ペレットと被覆管の熱伝導、燃料－被覆管間ギャップ熱伝
達、及び被覆管と冷却材との間の熱伝達を考慮した、径方向１次元の熱伝導方程式を解くことで径方向温度分布を計算する。機械的挙動としては、燃料ペレットと被覆管にかかる圧力と温度変化による熱膨張から応力と歪みを計算するとともに、燃料の軸方向の変形やスエリングも考慮している。
(4) 冷却材の熱流動及び沸騰挙動
冷却材は１次主冷却系のポンプ圧力と各部圧損を考慮した軸方向 1 次元の運動方程式を解くことで流量が計算される。冷却材が沸騰に至る場合には軸方向１次元の多気泡モ
デルにより冷却材のボイド化挙動を模擬する。
(5) 被覆管の溶融・移動挙動
被被覆管の溶融と移動がモデル化されている。溶融した被覆管はナトリウム蒸気流と燃料ペレット表面からの摩擦力及び重力により移動速度が計算される。
(6) 燃料の破損挙動
燃料の溶融割合に応じて破損位置及び破損タイミングを計算する、燃料破損予測モデ
ルが導入されている。破損が判定されると燃料等が冷却材流路に放出される。
(7) 沸騰チャンネルにおける燃料挙動
冷却材の沸騰が十分に拡大したチャンネルにおいて燃料要素の破損が生じた場合には、被覆管が強度を失い燃料が崩壊する形で冷却材流路中に燃料等が分散する状況が模擬される。燃料要素の破損後は、破損によって冷却材流路に放出された燃料や被覆管等の相変化や各成分間の熱伝達、ドラグ又は摩擦等を考慮して、燃料を含む各成分の熱的挙動及び移動挙動が計算される。

53 条(1)-添付 4-214[1023]

(8) 未沸騰チャンネルにおける FCI 挙動
冷却材が未沸騰又は部分的な沸騰に留まるチャンネルにおいて燃料要素の破損が生じた場合に生じる、冷却材と高温の燃料の熱交換による蒸気圧力の発生や冷却材の急速なボイド化といった FCI 挙動がモデル化されている。
4.3.2.5.3.3 妥当性確認及び不確かさの把握
事故シーケンスの特徴に応じた重要現象に対するモデルの妥当性確認を実施している。
具体的には Phénix 炉における燃料要素の照射試験解析、CABRI 炉内試験解析により確認している。なお、反応度フィードバック挙動に用いる反応度係数は入力で指定し、各反応度の要因（温度及び密度）に関しては他の解析モデルにより導出されるものであるため、反応度フィードバック挙動に関する解析モデルの妥当性確認は不要とした。また、妥当性確認により、各モデルの不確かさを把握している。具体的には、燃料定常照射挙動に関して
は、燃料ペレットの FP ガス保持量の総量もおおむね再現できることが確認された。加えて、被覆管の溶融・移動挙動に関しては、被覆管の上下方向への移動挙動を過大に評価すること（これは、反応度効果としては保守的となる）が確認されている。これ以外のモデルに関しては解析により試験をおおむね再現し不確かさは小さいことが確認されている。
4.3.2.5.4 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ及びＳＩＭＭＥＲ－Ⅲ
4.3.2.5.4.1 概要
ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ(10)及びＳＩＭＭＥＲ－Ⅲ(11)（以下「ＳＩＭＭＥＲ」という。
）は損傷
炉心の核熱流動挙動を総合的に解析する計算コードで、流体力学、核計算、構造材の３つのモジュールから構成される。ＳＩＭＭＥＲは炉心物質を固体、液体及び気体状態の多相成分として取り扱い、流体力学モジュールでは多成分多相流体の多速度場流動、多相流動
様式、成分間の熱及び質量移行並びに運動量交換を計算する。構造材モジュールでは燃料要素及び集合体壁と流体との間の熱伝達及び溶融・固化・破損挙動を計算する。核計算モジュールでは炉心物質の質量及び温度分布に基づく核断面積、多群輸送理論による中性子束分布及び改良準静近似の動特性により反応度と出力過渡を計算する。各計算モデルの概要を以下に示す。
(1) 多成分流動
多成分・多速度場の熱流動に関する質量、運動量及びエネルギーの保存式を解く。流
体間の相対運動を取り扱うことができる。また、液体の圧縮性、非理想気体、超臨界状態までの広い温度・圧力範囲を取り扱う関数形式の状態方程式モデルを採用している。
(2) 流動様式及び境界面積
構造材壁の有無や流体成分の体積率を基に多相流の流動様式を計算する。成分間の境
界面積については、生成項や対流による時間変化を考慮して計算する。
(3) 運動量交換
速度の異なる流体間の抵抗力及び流体－構造材間の摩擦を多相流の流動様式及び境界面積に基づいてモデル化している。

53 条(1)-添付 4-215[1024]

(4) 熱及び質量移行
成分間の熱伝達係数並びに境界面積に基づいて熱伝達、溶融・固化、蒸発・凝縮等を非平衡の相変化挙動を含めて一般化してモデル化している。
(5) 構造材モジュール
燃料ペレット及び被覆管からなる燃料要素と集合体壁をモデル化している。集合体壁
表面で固化する溶融燃料については燃料クラストとしてモデル化している。
(6) 核計算モジュール
改良準静近似法に基づく時間及び空間依存の動特性モデルにより反応度及び出力を計算する。
4.3.2.5.4.2 重要現象のモデル化
ＳＩＭＭＥＲは「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」及び「過出力時原子炉停止機能喪失」の遷移過程と機械的応答過程の解析に使用する。遷移過程解析と機械的応答過程の評価における重要現象は以下のとおりである。
①

燃料スロッシング挙動
溶融炉心プール内で発生する揺動現象である。多成分流動、流動様式及び境界面積、運動量交換、熱及び質量移行のモデルにより総合的に計算する。
②

構造壁の溶融破損挙動
炉心内の集合体管壁の溶融破損挙動である。熱及び質量移行モデルと構造材モジュー

ルにより、破損に伴う炉心プールの拡大挙動をモデル化できる。
③

燃料流出挙動炉心上部のピン束流路、制御棒駆動機構下部案内管（LGT）の流路及び反射体・遮へい集合体のラッパ管ギャップを通じた炉心物質の流出である。多成分流動、流動様式及び境界面積、運動量交換、熱及び質量移行モデル及び構造材モジュールを連結することで評価する。
④

FCI 挙動高温の炉心物質と冷却材が接触することによって生じる冷却材の蒸気圧発生である。

多成分流動、流動様式及び境界面積、熱及び質量移行モデルを連結することにより計算する。
⑤

損傷炉心の核的挙動
時空間的に変化する損傷炉心物質の分布に応じた反応度と出力分布の時間変化である。核計算モジュールにより計算する。
4.3.2.5.4.3 妥当性確認及び不確かさの把握
各モデルの基礎検証とモデルを包括した、実機条件に近い実験を用いた妥当性確認を行った。具体的な妥当性確認の例は以下のとおりである。
・燃料スロッシング挙動：スロッシング挙動試験解析
・構造壁の溶融破損挙動：EAGLE 炉内試験解析
・燃料流出挙動：EAGLE 炉内試験、GEYSER 試験解析など
53 条(1)-添付 4-216[1025]

・FCI 挙動：THINA 試験解析など
・損傷炉心の核的挙動：炉心物質の再配置を模擬した臨界実験の解析
検証解析を通して重要現象に対するモデルの複合的な妥当性確認を実施し、重要現象に対する不確かさを把握している。遷移過程において不確かさを考慮すべき重要現象は FCI
及び燃料スロッシング挙動であり、機械的応答過程においてはモデルの不確かさよりも初期条件としての不確かさの影響が大きいと判断した。
4.3.2.5.5 ＦＬＵＥＮＴ
4.3.2.5.5.1 概要
ＦＬＵＥＮＴ(12)、（13）は、様々な工学的な問題に現れる熱と流れ、化学反応、構造への伝熱等を解析するための多くの物理モデルを備えた世界的に最も多く使われている汎用の計
算コードの一つであり、その適用実績は、航空機の翼周り空気流動から燃焼炉内の燃焼現
象、気泡塔、石油掘削プラットフォーム、半導体製造工程、クリーンルーム設計等の各種
工学プラントでの解析評価等の広範囲に及んでおり、ナトリウム冷却高速炉を含む原子炉プラントにおける熱流動解析への適用実績を多数有している。格納容器破損防止措置の有効性評価において、ＦＬＵＥＮＴは事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」の再配置・冷却過程、及び事象グループ「原子炉容器液位確保機能喪失による崩壊熱除去機能喪失」の炉外事象過程の解析に使用する。
4.3.2.5.5.2 重要現象のモデル化
ＦＬＵＥＮＴの解析では、冷却材（ナトリウム）が沸騰しない単相流の範囲を取り扱う。
また、境界条件である発熱量、流量及び温度等は、時間と共に変化するが、固体と液体との相変化や物質の凝固・溶融等の複雑な多成分問題となる物理現象は含まれない。解析では、プレナム部等での対流拡散熱移行、燃料集合体内及び構造部での摩擦又は形状の変化
による圧力損失、発熱体又は境界面からの熱移行、固体内の熱伝導、流体と固体（構造物）との熱伝達等に関する解析モデルを組み合わせて行う。これら評価項目及び評価に必要なパラメータに影響を及ぼす重要現象を以下のようにモデル化している。
（1） 原子炉容器、リークジャケット、炉心構成要素及び炉内構造物の複雑な配置や幾
何形状、並びに構造内部の伝熱をモデル化している。また、この他に安全容器、遮へいグラファイト、コンクリート遮へい体、コンクリート遮へい体冷却系等をモデル化している。
（2） 損傷炉心物質からの発熱及び伝熱に関して、炉心に残留した損傷炉心物質（以下「残留炉心物質」という。
）が占める領域を非計算領域として設定し、非計算領域の表面に別途解析した表面熱流束の時間変化を境界条件として与え、ナトリウム等への伝熱をモデル化している。また、安全容器に流出した損傷炉心物質の内部発熱を考慮した解析を実施している。さらに、原子炉容器外からの冷却においては、健全炉心を維持し、各燃料集合体内の発熱領域に単位体積当たりの発熱量を与え、崩壊熱をモデ
ル化している。
（3） ナトリウムの熱流動に関して、原子炉容器内の熱流動、炉心構成要素内及び集合
53 条(1)-添付 4-217[1026]

体ラッパ管間ギャップ内の熱流動（残留炉心物質が占める領域を除く。）の他、構造物への伝熱、幾何形状に応じた圧力損失等をモデル化している。
（4） これらの他、コンクリート遮へい体冷却系の窒素ガスを安全容器とコンクリート
遮へい体ライナとの間に通気することによる安全容器の冷却に関して、窒素ガスと安全容器との間の熱伝達をモデル化している。また、原子炉容器とリークジャケットとの間の窒素ガス（コンクリート遮へい体冷却系）の流動伝熱をモデル化するとともに、原子炉容器とリークジャケット間の輻射伝熱を考慮している。
4.3.2.5.5.3 妥当性確認及び不確かさの把握
基本問題を対象として実施されたＦＬＵＥＮＴの多数の検証解析事例はコード開発者により「ANSYS 検証マニュアル」としてまとめられており、本評価事故シーケンス（IVR、EVR
及び RVACS）で考慮すべき物理モデルが検証されていることを確認するとともに、基本的な追加の解析を行った。また、考慮すべき物理モデルを用いたＦＬＵＥＮＴの解析実績か
ら妥当性を確認し、「常陽」を対象とする本解析へのＦＬＵＥＮＴの適用性を確認した。原
子力プラントの安全解析評価への適用事例として、ECCS 水注入時の低温側配管（コールドレグ）内での温度成層化試験解析、ROSA 試験、加圧型軽水炉における大破断 LOCA 時に高温となる溶融燃料と溶融スティールの熱流動現象評価及びコリウム（ZrO2-UO2）と炉容器壁との相互作用の評価等に使用されている。プール型ナトリウム冷却高速炉を対象として構造物を介した共役熱伝達モデルを用いた中間熱交換器内の伝熱流動現象の予測評価や、ワ
イヤスペーサ付きの燃料要素を束ねた燃料集合体内の詳細な熱流動評価が行われている。
また、ナトリウム冷却高速炉の原子炉容器、一次冷却系、中間熱交換器、二次冷却系、崩壊熱除去系を模擬したナトリウム試験装置（PLANDTL-1 及び PLANDTL-2）を対象に、炉心損傷防止措置の有効性評価に必要となる原子炉容器内の多次元熱流動解析体系モデルと同様の解析体系モデルを整備し、炉心冷却において重要な熱流動現象であるインターラッパフ
ロー（炉上部プレナム部に設置された崩壊熱除去システムを模擬した炉心冷却器からの低温流体が、炉心を構成する燃料集合体間のギャップ部に潜り込む流れ）の予測に係る適用性が確認されている。この他、格納容器破損防止措置の有効性評価で必要となる輻射伝熱モデル（S2S モデル）の有効性について、使用済燃料貯蔵施設内の解析事例の他、原子力分
野以外での解析事例が複数報告されており、その適用性が示されている。
このように、ＦＬＵＥＮＴは、既往解析事例及び文献等により、ナトリウム冷却高速炉
を含む原子力分野の他、航空宇宙、自動車、各種工業プラントなどの様々な分野における使用実績を有しており、妥当性は確認されている。
4.3.2.5.6 ＡＵＴＯＤＹＮ
4.3.2.5.6.1 概要
ＡＵＴＯＤＹＮ(14)は爆発・衝撃問題のような非線形の強い問題の時刻歴応答解析のための専用の計算コードとして開発された。本計算コードでは、流体（気体及び液体）の流動解析に適したオイラー型計算要素を用いた計算格子、及び構造物の変形解析に適したラグ
ランジェ型及びシェル型計算要素を用いた計算格子を同時に扱うとともに、これら計算格
53 条(1)-添付 4-218[1027]

子間の相互作用を扱うことが可能である。これにより、流体の流動と構造物の変形との間の相互作用を考慮した解析（流体-構造連成解析）が可能となっている。
ＡＵＴＯＤＹＮは種々の爆発・衝撃問題に適用可能な汎用性の高い計算コードであり、流体中の圧力源が周囲の流体を加速して構造壁に圧力負荷を与えるような問題への適用においては、解析対象の幾何形状及び構造物の材料特性、並びに作用する圧力源の特性に基づいて、流体-構造連成挙動を解析し、構造物のひずみ及び変位を計算することができる。
4.3.2.5.6.2 重要現象のモデル化
ＡＵＴＯＤＹＮは事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失」の機械的応答過程において、発生する機械的エネルギーに対する原子炉容器の健全性の評価に使用される。
原子炉容器のひずみ及び変位は、有効性評価の評価項目のうち、原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できることに関わる重要なパラメータである。ＡＵＴＯＤＹＮでは、これらのパラメータの計算に必要な重要現象を以下のようにモデル化している。
(1)

先行して実施したＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにより計算された熱エネルギーから機械的エネ
ルギーへの変換の過程で発生する圧力源の膨張特性を「圧力－体積曲線」としてモデ
ル化する。

(2)

圧力源の膨張による原子炉容器内の冷却材の多次元流動、特に上部プレナムのナト
リウムスラグの加速と運動エネルギーの発達、カバーガス空間の圧縮、原子炉容器内の圧力分布とその動的変動をモデル化する。

(3)ナトリウムスラグの遮へいプラグ下面への衝突又はカバーガスの急激な圧縮による圧力発生に伴う流体と原子炉容器構造の連成解析を通じて、原子炉容器の弾塑性変形
挙動及びひずみを解析する。

なお、(1)に述べた通り、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳで計算した圧力－体積曲線をＡＵＴＯＤＹＮに引き渡すことにより両者の一貫した解析を可能としている。
4.3.2.5.6.3 妥当性確認及び不確かさの把握
ＡＵＴＯＤＹＮは衝撃問題、爆発問題等に幅広く適用できる汎用性の高い計算コードであり産業界や研究機関において多くの利用実績により妥当性が確認されており、その信頼性は高い。原子力分野においては、水素爆発によるＰＷＲ格納容器の健全性評価、原子炉
容器外における水蒸気爆発によるＰＷＲ原子炉キャビティのコンクリート構造の健全性評
価、及び高速実証炉における炉心損傷事故時の原子炉容器の健全性評価に使用されている。
格納容器破損防止措置の有効性評価への適用についての妥当性確認の例としては、1970
年代に米国 SRI インターナショナルにて実施された、クリンチリバー増殖炉の原子炉容器の 1/30 スケール試験体を用いた FV102 試験の試験解析を行い、試験容器の最大変形部位の周方向ひずみがほぼ再現できることを確認している。
4.3.2.5.7 ＰＬＵＧ
4.3.2.5.7.1 概要
ＰＬＵＧ(15)は、原子炉容器の遮へいプラグを構成する複数のプラグとそれらを固定又は53 条(1)-添付 4-219[1028]

連結するボルトの運動をモデル化するとともに、遮へいプラグ上下の圧力差によるプラグ
間隙を通じた格納容器床上へのナトリウムの噴出量を解析するための計算コードである。
ＰＬＵＧでは、種々の遮へいプラグを剛体として扱い、連結ボルトを弾塑性体としてモデル化し、各プラグの 1 次元の運動方程式を連成させて解くことによりその相対運動を計算する。また、原子炉容器内と格納容器床上との圧力差を用いて、ベルヌーイの式から遮へいプラグ間の相対変位により生じる間隙から噴出するナトリウム量を計算する。
4.3.2.5.7.2 重要現象のモデル化
格納容器破損防止措置の有効性評価において、ＰＬＵＧは事象グループ「炉心流量喪失
時原子炉停止機能喪失」の機械的応答過程における格納容器床上へのナトリウム噴出量の評価に使用される。格納容器床上へ噴出するナトリウム量は、有効性評価の評価項目のうち、「格納容器床上へ噴出するナトリウムの燃焼等に対して、格納容器健全性が維持できること」に関わる重要なパラメータである。ＰＬＵＧでは、この計算に必要な重要現象を以下のようにモデル化している。
(1)

遮へいプラグを構成する複数のプラグ（大回転プラグ、小回転プラグ及び炉心上部機構）、各プラグ間及び大回転プラグとソールプレートとの間の連結ボルトをモデル
化する。

(2)

プラグ下面の圧力履歴、格納容器床上圧力、各プラグに働く重力による全てのプラ
グの相対運動を計算し、各プラグの変位及び生じるプラグ間の全ての間隙と間隙の継続時間を計算する。ボルトは弾塑性体としてモデル化され、その応力－ひずみ関係に
区分線形関数を用いる。また、プラグ下面の圧力の減少によるプラグの着座と間隙の消滅を計算する。さらに、プラグが衝突する際には反発係数を用いて反発後の速度を
計算する。

(3)

プラグ間に生じる間隙と間隙の継続時間をもとに、プラグ上下の圧力差による原子
炉容器内のナトリウムの間隙内への浸入量及びプラグ上面からのナトリウムの噴出量を計算する。ナトリウムの噴出流路となるプラグ間隙部は垂直環状流路、水平矩形
流路及びエルボとしてモデル化し、摩擦損失及び形状損失を考慮する。

4.3.2.5.7.3 妥当性確認及び不確かさの把握
ＰＬＵＧはボルトで連結された複数の質点の１次元運動方程式を連立して解く計算コー
ドであり、複雑な物理現象を取り扱うことはない。また、ナトリウムの噴出量の解析も物理の基本法則であるベルヌーイの式を用いて圧力差と継続時間により計算を行っている。
解析の妥当性については、単一プラグを対象としたボルトの弾性解析及び弾塑性解析、プラグの衝突解析、プラグ間隙を流れるナトリウム流の鉛直方向及び水平方向の摩擦圧力損
失解析により確認している。ナトリウムの噴出量の計算には定常のベルヌーイ式を用いており、これは非定常の流動解析に比べて、流出開始時の慣性による影響（定常流量に至るまでの流量の立ち上がり）を無視することとなり、噴出量を保守的に評価する。
4.3.2.5.8 ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲ
53 条(1)-添付 4-220[1029]

4.3.2.5.8.1 概要
ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲ(16)、（17）は、シビアアクシデント時に格納容器内で生じる様々な現象（ナトリウム燃焼、水素燃焼、ナトリウム－コンクリート反応等）を解析し、環境へ漏えい・放出される放射性物質の種類と量（ソースターム）を解析するための計算コードである。ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲでは、解析体系をセルと呼ぶ単位に分割して、各セルの物理量（圧力、ガス温度・成分、エアロゾル濃度等）は平均値で記述される。また、セル内には複数の構造物（床、壁、天井、内部構造物）を設定することができる。構造物内部の温度変化は 1 次元の熱伝導で扱われ、セルの雰囲気との間での自然対流熱伝達、水やナ
トリウム蒸気の凝縮、エアロゾルの沈着等を考慮できる。
4.3.2.5.8.2 重要現象のモデル化
評価事故シーケンスの特徴に応じて、格納容器応答過程における以下の重要現象がモデル化されている。
(1) スプレイ燃焼
雰囲気中に噴出したナトリウム液滴の燃焼挙動をモデル化している。酸素との反応（燃焼）に加えて、雰囲気中の水分との反応も考慮し、その際の反応生成物及び反応熱による雰囲気の圧力及び温度上昇等を計算する。
(2) プール燃焼
噴出または漏えいしたナトリウムが床上でプールを形成した場合の燃焼挙動をモデル化している。酸素との反応（燃焼）に加えて、雰囲気中の水分との反応も考慮し、その際の反応生成物及び反応熱による雰囲気の圧力及び温度上昇等を計算する。
(3) ナトリウム－コンクリート反応
ナトリウムプールとコンクリートが接触した場合の反応挙動をモデル化している。
種々のコンクリート（主にシリカ系コンクリート）に対して、化学反応に伴うコンクリ
ート侵食量や水素発生量を計算する。
(4) 構造物への熱移行
雰囲気と構造物間の対流及び輻射による熱伝達をモデル化しており、各種構造物の温度分布を計算する。
(5) エアロゾル挙動
複数成分のエアロゾルに対して粒径分布を考慮しつつ、凝集、沈着、重力沈降等をモデル化しており、エアロゾルの浮遊濃度や構造物表面への沈着量を計算する。
(6) ナトリウムの凝縮・蒸発
ナトリウムの飽和蒸気圧曲線として、Na-NaK ハンドブックや Kirchhoff 式と同等の式を採用しており、これをもとにナトリウムの凝縮及び蒸発を計算する。
4.3.2.5.8.3 妥当性確認及び不確かさの把握
評価事故シーケンスの特徴に応じた重要現象に対するモデルの検証が行われている。具
体的には、ナトリウム燃焼に関しては、スプレイ燃焼及びプール燃焼試験を対象とした試
験解析により、発生圧力及び温度等について、試験結果をおおむね再現することが確認さ53 条(1)-添付 4-221[1030]

れている。また、ナトリウム－コンクリート反応に関しては、複数仕様のコンクリートによる反応試験を対象とした試験解析が行われ、コンクリート侵食量及び水素発生量との比較において、試験結果をおおむね再現できることが確認されている。さらに、重要現象に影響を与えるパラメータ（スプレイ液滴径、コンクリート侵食速度係数等）について感度解析を行い、その不確かさを把握している。
以上より、ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲの各解析モデルの妥当性が確認されており、評価項
目に関わる重要なパラメータである格納容器雰囲気の温度・圧力、水素濃度等の計算を適切に行うことができる。
4.3.2.6 有効性を評価するための評価項目の設定（ⅰ）炉心損傷防止措置
炉心損傷防止措置に有効性があることを確認するため、以下の評価項目を設定する。
（1） 炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり、かつ、炉心を十分に冷却できるものであることを基本とし、具体的な評価項目として以下を設定する。
①

燃料最高温度が熱設計基準値（2,650℃）以下であること。

②

被覆管最高温度（肉厚中心）が熱設計基準値（840℃）以下であること。

③

冷却材最高温度が熱設計基準値（910℃）以下であること。

④

被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和が設計上の制限値（1.0）以下であること。

⑤

原子炉冷却材バウンダリの温度が制限温度（550℃）以下であること。

①～③は、「添付書類 8」に記載したとおり、運転時の異常な過渡変化時において、燃料ペレットが溶融温度に達することなく、被覆管が機械的に破損せず、かつ、冷却材が沸騰しないように定めた燃料の許容設計限界である。④は燃料の許容設計限界を超えないが、高温状態が長期間継続する事象において、燃料破損の防止を判定するための評価項目である。また、⑤は原子炉冷却材バウンダリの二次的破損を確実に防ぐために十分な余裕を持たせた限界値である。したがって、解析結果がこれらの値を超えたとしても、それにより直ちに炉心の著しい損傷に至るものではないことは明らかではあるが、本原子炉施設は低圧システムで、伝熱特性に優れたナトリウムを冷却材に使用していること、燃料の装荷量の少ない小型の原子炉で、高い固有の安全特性を有していることなどの特徴により、発熱と除熱のバランスからの逸脱に対して大きな安全余裕を有していることを確認するために、あえて安全側に厳しく評価項目を設定する。ただし、個別の評価事故シーケンスについて具体的な評価項目①～⑤の一部が満足できない場合であっても、炉心の著しい損傷が防止でき、炉心の十分な冷却が可能であることを合理的に示すことができれば、当該シーケンスにおいて措置に有効性があることが確認されたものとする。
なお、④については、クリープ損傷の増大が有意になる条件である被覆管最高温度が 10秒程度以上継続して 700℃を上回る場合に評価結果を記載する。また、熱設計基準値を下回る限り、原子炉冷却材バウンダリにかかる圧力の変化はほとんど生じないため、冷却材圧力を評価項目とする必要はない。

53 条(1)-添付 4-222[1031]

（ⅱ）格納容器破損防止措置
炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合において、必ずしもすべての評価事故
シーケンスにおいて直ちに格納容器への負荷が発生するわけではなく、事故の進展は評価事
故シーケンスによって大きく異なる。また、本原子炉施設は低圧システムで、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していること、燃料の装荷量の少ない小型の原子炉で、高い固有の安全特性を有していること、原子炉冷却材バウンダリが放射性物質の閉じ込めに有効な物理障壁を形成していること、原子炉容器外側に安全容器を設置していること、格納容器（床下）を窒素ガス雰囲気としていること、格納容器（床上）には大きな自由空間体積が存在することなどの特徴を有している。したがって、格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するための評価項目の設定においては、これらの本原子炉施設の設計の特徴と評価事故シーケンスの特徴を適切に考慮するものとする。
以上を踏まえて、格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するため、以下の評価項目を設定する。
（1） 負の反応度フィードバックが卓越し、炉心の発熱と冷却とがバランスし静定する事
象において、炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり、かつ、炉心を十分に冷却できるものであること。具体的な評価項目は、「4.3.2.6 有効性を評価するための評価項目の設定 （ⅰ）炉心損傷防止措置」で設定した評価項目を適用する。
なお、炉心損傷が防止できれば原子炉冷却材バウンダリは健全であり、格納容器への負荷も発生せず、格納容器は破損しないことから、炉心損傷防止措置の評価項目の適用が可能である。また、主冷却系及び補助冷却設備による炉心冷却は、格納容器バウンダ
リの機能に依存しないことから、格納容器の先行破損に起因して炉心損傷に至る可能性はない。
（2） 炉心の著しい損傷に至った場合において、放射性物質等（溶融炉心物質を含む。）（以下「損傷炉心物質」という。）を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること。具体的な評価項
目として以下を設定する。
①

原子炉容器内で分散し再配置した損傷炉心物質を安定に保持・冷却できること。

②

原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。

（3） 燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。

②

格納容器（床上）へ噴出するナトリウムの燃焼等に対して、格納容器の健全性が維持できること。

③

放射性物質の総放出量は、環境への影響をできるだけ小さくとどめるものであること。

（4） （2）が達成できない事象においては、原子炉容器外に流出した損傷炉心物質等を安
全容器内にて保持・冷却できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

安全容器内に流出した損傷炉心物質等を安定に保持・冷却できること。
53 条(1)-添付 4-223[1032]

②

安全容器バウンダリの健全性が維持できること。

（5） 炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでにナトリウムの蒸発が生じ、原子炉冷却材バウンダリが高圧になる場合には、主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉
冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の健全性が維持できること。

（6） 炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでに蒸発した冷却材（ナトリウム）が格
納容器（床下）に流出する場合において、格納容器の破損を防止できること。具体的な評価項目として以下を設定する。
①

格納容器（床下）に流出するナトリウムの熱的影響に対して、格納容器の健全性が維持できること。

②

放射性物質の総放出量は、環境への影響をできるだけ小さくとどめるものである
こと。

4.3.2.7 資機材に関する手順書の整備及び教育訓練
多量の放射性物質等を放出するおそれがある事故が発生した場合に、炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置を講じるための手順書を整備する。また、措置の実施に関して、要員の必要な力量を確保するために、要員への適切な内容の教育及び訓練を定期的（年 1 回以上）に実施する。これらについては、「核原料物質、核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定等に定める。

53 条(1)-添付 4-224[1033]

4.3.3 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の有効性評価結果
4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で外部電源が喪失した後、「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、１次主循環ポンプトリッ
プによる炉心流量減少時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
出力流量比の高い集合体において冷却材が沸騰し、さらに炉心が損傷を開始するまでの時
間は数十秒であることから、炉心の著しい損傷を防止する措置として、この時間内に原子炉を停止する措置を講じる。また、炉心の著しい損傷に至った場合に、損傷炉心物質の冷却及び機
械的エネルギーの影響緩和が必要であることから、通常運転状態及び自動作動による格納容器破損防止措置を講じる。
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、「１次主循環ポンプトリッ
プ」を代替原子炉トリップ信号として整備し、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗を想定し、後備炉停止系を整備するとともに、原子炉保護系（スクラム）の動作失敗を想定し、後備炉停止系用論理回路を整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（代替原
子炉トリップ信号による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損傷に至ることから、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、
２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により、損傷炉心物質を冷却することで原
子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に放射性物質等を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。
また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエ
ネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内にナトリウムが噴出する可能性があるた
め、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.1.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、「電源喪失」の原子炉トリップ信号発信失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を53 条(1)-添付 4-225[1034]

防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主循環ポンプ及び駆動電動機に適切な慣性を持たせ、この慣性と１次冷却材の流体慣性により、主電動機停止の際の１次冷却材流量の減少率を小さくする（ポンプ回転数の慣性降下時の時定数は約 10 秒）。
ｂ．
「１次主循環ポンプトリップ」を代替原子炉トリップ信号として整備することにより、「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｅ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。また、条件によっては、1 次主冷却系の流量を増大すると、炉心の著しい損傷を回避できる可能性があるため、運転員は手動で１次主冷却系の流量を増大できるものとする。なお、本措置は上記ｂ．
～ｄ．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．外部電源喪失時は非常用ディーゼル電源系、交流無停電電源系及び直流無停電電源系により非常用電源が確保され、原子炉保護のために必要な施設内補機への給電が行われる。なお、原子炉保護系は、直流及び交流無停電電源系より給電され、１次主循環ポンプのポニーモータは、直流無停電電源系より給電される。
ｂ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｃ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｄ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｅ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射
53 条(1)-添付 4-226[1035]

能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及
び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.1.1 表及び第 4.3.3.1.2 表に示す。これ
らの設備等は、「添付書類 8 10.その他試験研究用等原子炉の附属施設 10.11 多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止のための資機材」に定める設計方針に基づき整備する。
（５）作業と所要時間
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.1.3 表及び第 4.3.3.1.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。なお、これらの値は、「4.3.2.3 有効性評価における解析の条件設定の方針」に基づき、設計値等の現実的な条件を用いたものである。以下同じ。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
また、燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度の初期値をそれぞれ、1,794℃、540℃及び 531℃とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
53 条(1)-添付 4-227[1036]

3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）一般電源系の電源が全て同時に失われ、2 ループの１次主循環ポンプの主電動機が同時に停止し、2 ループのポニーモータによる低速運転に引き継がれるものとする。
5）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）原子炉の自動停止は「１次主循環ポンプトリップ」によるものとし、応答時間
は 4.2 秒とする。
7）応答時間を長くし、かつ、負の反応度の挿入量を小さくすることにより、炉心温度の上昇を高めに評価するため、原子炉保護系及び主炉停止系には期待しないものとし、後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 1.4%△k/k とする。また、解析では制御棒の挿入速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価
値 90%挿入までの時間を 0.8 秒とする。
8）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
9）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.1.2 図に示す。
外部電源喪失の発生により、１次主循環ポンプの主電動機、２次主循環ポンプ及び主冷却機の主送風機等の機器が停止する。「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、代替原子炉トリップ信号である「１次主循環ポンプトリップ」が事故発生後 1.2 秒で後備炉停止系用論理回路に到達し、時刻 4.2 秒に後備炉停止系用論
理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入を開始する。
外部電源喪失により炉心流量は事象発生 0 秒から減少しており、後備炉停止制御
棒の挿入が開始されるまで被覆管温度及び冷却材温度が上昇する。その間、主に冷却材温度の上昇による負の反応度が投入され、原子炉出力は定格出力の約 92%まで低下
し、燃料温度も低下する。また、１次主循環ポンプの主電動機及び２次主循環ポンプのトリップ後は、１次主冷却系は１次主循環ポンプのポニーモータ運転に引き継がれ、２次主冷却系は自然循環に移行する。２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後は、原子炉出力が急速に低下し、それに伴い燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度も低下するが、炉心流量と原子炉出力のバランスにより、一度上昇に転じてから再び低下する。原子炉容器出口
冷却材温度は、初期温度から上昇せず緩やかに低下する。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、後備炉停止制御棒の挿入開始時に出現し、それ53 条(1)-添付 4-228[1037]

ぞれ約 630℃及び約 620℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却
材温度は、初期値からほとんど上昇せず最高温度は約 460℃であり、評価項目を満足する。
以上より、外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさの影響について、計算コードの不確かさの影響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる反応度係数の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。反応度係数の不確かさ幅は、炉心構成の変動等による幅（炉心支持板温度係数：±20％、炉心支持板温度係数以外：±30％）を考慮し、それぞれ以下のとおり設定する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
ドップラ係数：燃料温度の低下に対して、正のフィードバック効果が最大となるよう絶対値が最大の負の値を使用する。

燃料温度係数：

ドップラ係数と同様に、絶対値が最大の負の値を使用する。

被覆管温度係数：

被覆管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

冷却材温度係数：

冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

ラッパ管温度係数 ：ラッパ管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

炉心支持板温度係数：

本評価事故シーケンスにおける評価項目である燃料温度
及び炉心冷却材温度等が最大値となるまでの間は原子炉容器入口冷却材温度の変化が生じないため、炉心支持板温度係数の不確かさは考慮しない。

解析結果を第 4.3.3.1.3 図に示す。
後備炉停止制御棒の挿入が開始されるまでに、主に冷却材の負のフィードバック反応度が小さくなることにより、原子炉出力の低下が基本ケースの解析に比べ小さくなった。し53 条(1)-添付 4-229[1038]かし、結果として、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析とほとんど変わらず、それぞれ約 630℃及び約 620℃であり、評価項目を満足する。また、
燃料最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約 1,800℃、原子炉容器出口冷却材の最高温度は、「ⅰ)基本ケース」の解析とほとんど変わらず約 460℃であり、評価項目を満足する。
以上より、外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケースⅰ．起因過程の解析
事故の開始から炉心燃料が溶融してラッパ管が破損するまでの初期の過程を起因過程と呼び、計算コードＳＡＳ４Ａにより解析する。
a．解析条件
ＳＡＳ４Ａにおける解析体系を第 4.3.3.1.4 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）炉心領域の全集合体を 33 のチャンネル（以下「ＳＡＳ４Ａチャンネル」という。
）で代表する。各チャンネルは、単一の燃料要素とこれに付随する冷却材流路及び構造材で代表する。ＳＡＳ４Ａチャンネルの配置図を第 4.3.3.1.5 図に示す。
2）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
3）一般電源系の電源が全て同時に失われ、2 ループの１次主循環ポンプの主電動機が同時に停止し、2 ループのポニーモータによる低速運転に引き継がれ、炉心流量は定格値の約 10％が確保されるものとする。１次主循環ポンプの主電動機の停止後の冷却材流量を第 4.3.3.1.6 図に示す。
4）何らかの理由により原子炉トリップ信号の発信に失敗するものとする。
5）ドップラ係数、燃料密度係数、冷却材密度係数（ナトリウムボイド反応度）及び構造材密度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
7）炉心の燃焼状態は、標準平衡炉心の運転サイクル初期とする。
8）照射燃料集合体は炉心燃料集合体と比べて内部構造が複雑であり燃料要素の形状や組成も異なるため、炉心燃料集合体と同様に忠実にモデル化することは合理的ではない。また、その燃料装荷量は炉心燃料集合体に比べて少なく、仮に燃料損傷が発生したとしても事象推移に与える影響は小さい。このため、照射
燃料集合体は炉心燃料集合体に置き換え、集合体の出力、冷却材流量及び反応度係数は、照射燃料集合体の値を用いることで、起因過程では損傷しない想定とする。
53 条(1)-添付 4-230[1039]

9）燃料要素の照射挙動を扱う定常計算と、冷却材流量減少挙動等の過渡挙動を扱
う過渡計算に分けて計算する。定常計算では、燃料要素の熱計算及び変形計算、
各メッシュの出力に応じた核分裂生成物（以下「FP」という。
）ガスの生成量の計算や燃料中の FP ガスの保持量と温度に応じた放出量の計算を行い、炉心の燃焼状態を模擬する。過渡計算では、定常計算の結果を初期条件として各種過渡現象を模擬した計算を行う。
10）ナトリウムボイド反応度が負であるため、本評価事故シーケンスでは、原子炉の出力が十分に低下し、燃料の温度低下と収縮により被覆管による拘束力は燃料が溶融する前に喪失し、燃料自身の強度が失われれば崩壊する状態になる。
また、燃料内の温度分布が平坦化し、燃料の中心部で溶融が生じる段階では、高温化によって既に強度が低下した燃料は、短時間で崩壊に至ると考えられる。
燃料破損時の燃料溶融割合が小さいほど燃料分散による負の反応度効果が抑えられることを考慮し、燃料は溶融開始直後に破損するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.1.7 図及び第 4.3.3.1.8 図に示す。
本評価事故シーケンスにおいては、１次主循環ポンプの主電動機の停止によって冷却材流量が減少するため、燃料要素からの除熱が減少し冷却材温度が上昇する。冷却
材温度の上昇に伴う密度反応度は負であるため、原子炉出力はゆっくりと低下する。
燃料温度は、燃料要素からの除熱の減少でいったん上昇するが、その後、原子炉出力の低下とともに低下する。燃料温度の低下に伴う反応度効果は、正の燃料密度反応度とドップラ反応度であるがいずれも小さい。冷却材温度は、更に上昇を続け出力／流量比が最も大きいチャンネル（第 4.3.3.1.5 図のチャンネル 12）において、燃料上端部で冷却材の沸騰が始まる。沸騰気泡が成長し炉心中心に拡大すると、燃料要素か
らの除熱は更に減少する。ナトリウムボイド反応度は負であるため、沸騰気泡の拡大は負の反応度効果を持つ。燃料要素からの除熱の減少により被覆管の溶融と移動が始
まるが、ナトリウム蒸気流と重力による溶融被覆管の炉心中央から上下への移動は正の反応度効果を持つため、単調に減少していた原子炉出力がわずかに上昇し、これに伴い燃料温度も若干上昇する。炉心全体では、負の冷却材密度反応度及びナトリウム
ボイド反応度が卓越しているため、全反応度は未臨界の状態が維持される。冷却材温
度の上昇に伴う負の反応度、その後破損した燃料の上下への分散に伴う負の反応度が投入されることで原子炉出力は低下する。時刻約 71.7 秒でチャンネル 12 のラッパ
管の温度が融点まで上昇し、ＳＡＳ４Ａの適用限界に達する。約 70 秒間の起因過程の範囲では、炉心は出力／流量比が大きい 1 チャンネル（チャンネル 12、炉心燃料集合体数：2）の損傷にとどまる。
起因過程において、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである反応度変化は、事象全体を通じて負にとどまり臨界（0.0$）を超えない。また、炉心損傷の範囲も限定的であり、有意なエネルギー放出はなく、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメー
タである炉心平均燃料温度は、初期値から約 10℃上昇した後に低下し、その後も大きく上昇することはない。なお、内側炉心の軸方向中心領域に一部冷却材密度反応度
53 条(1)-添付 4-231[1040]

及びボイド反応度が正となる領域があるが、その領域の反応度価値はその上下の負となる領域の反応度価値に比べて絶対値は小さく、事象推移に与える影響は極めて小さい。
以上より、起因過程において、有意な正の反応度効果はなく、反応度及び原子炉出力の上昇がないまま低温状態で推移し、部分的な炉心損傷の状態で後続の遷移過程に移行する。
ⅱ．遷移過程の解析
起因過程の後、ラッパ管の溶融から炉心損傷が全炉心に拡大し、事象推移を経て事故が核的に収束するまでの過程を遷移過程と呼び、計算コードＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにより解析する。
a．解析条件ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系を第 4.3.3.1.9 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）起因過程の解析結果を初期状態とし、炉心物質の分布（質量、温度、速度及び圧力）及び原子炉の出力及び反応度をそのまま引き継ぐ。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布を第 4.3.3.1.10 図に示す。
2）起因過程の解析結果を引き継ぐタイミングは、ＳＡＳ４Ａの適用限界であるラッパ管が破損する直前とする。
3）低エンタルピーの液体燃料及び液体スティールについて、固体粒子の混在による流動抵抗の増加効果を考慮する。また、密度がほぼ等しい、液体燃料及び燃料粒子（燃料が一旦溶融した後に固化した固体粒子）並びに液体スティール及びスティール粒子は、それぞれ同じ速度を持つものとする。ナトリウム、制御材及び蒸気相は、これらと独立の速度場を持つものとする。
4）空間依存動特性における中性子束分布の計算には、3 次元の輸送計算モデルを用いる。また、使用する核データは、核設計に用いられている高速炉用炉定数を 18 群エネルギー構造に縮約した核反応断面積セット（無限希釈断面積及び自己遮蔽因子テーブル）を用いる。
5）原子炉容器内全体を 3 次元直交座標（流体力学メッシュ：21×19×67）でモデ
ル化し、鉛直方向は低圧プレナムからカバーガス領域までを、径方向は内側炉
心から遮へい集合体までをモデル化する。核計算メッシュは、流体力学メッシ
ュの一部の燃料物質が存在する領域を対象とする。
6）炉心下部の高圧プレナム部及び上部プレナム部の側面には、炉心流量を再現するための圧力境界条件を与える。各炉心燃料集合体の入口には、定格時の流量を再現できるようオリフィス圧力損失係数を与える。また、遷移過程開始時には、すでに１次主循環ポンプのポニーモータによる低速運転に移行しているため、定格運転時の約 10%流量を再現するように入口圧力を設定する。
7）B 型及び C 型照射燃料集合体は、同じ列に装荷されている燃料集合体の平均出力に最も近い炉心燃料集合体に置き換える。
8）炉心からの燃料流出経路としては、制御棒駆動機構下部案内管、後備炉停止制
53 条(1)-添付 4-232[1041]

御棒駆動機構下部案内管（以下両者ともに「LGT」という。
）及び径方向の反射体の集合体間ギャップを考慮する。
9）被覆管が溶融した時点又は燃料ペレットが固相線温度に達した時点で燃料ペレットを直ちに破損させ、可動性のある燃料チャンク（未溶融の固体燃料粒子）とする。
10）損傷燃料のスエリングは考慮せず製造時密度で沈降するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.1.11 図から第 4.3.3.1.13 図に示す。
遷移過程の初期には、大半の燃料集合体は健全状態にある。一方、冷却材による除熱は不十分であり炉心の昇温は続くが、原子炉出力が低いため、炉心損傷の進展は極めて緩慢なものとなる。また、遷移過程の初期には、損傷集合体が限定されているため、反応度及び原子炉の出力に大きな変化はない。起因過程終了時に損傷していた集合体に隣接する燃料集合体では、損傷炉心物質の接触に伴い、集合体管壁が損傷又は集合体内の冷却材がボイド化する。冷却材がボイド化した燃料集合体では、被覆管が溶融して燃料ペレットが損傷し、損傷した燃料が沈降すると正の反応度が投入され、時刻 100 秒前後に反応度と原子炉出力の上昇が見られる。損傷領域が狭い間は、反応度の上昇量は大きくないが、ラッパ管の溶融により損傷領域が拡大するとともに燃料の横方向の移動が可能になると反応度変化も徐々に大きくなる。反応度は、変動しながら徐々に上昇し、特に外側炉心の燃料が内側炉心領域に移動すると鉛直方向の燃料
凝集よりも更に大きな正の反応度が投入される。時刻 115 秒から反応度と原子炉出力の振幅が大きくなり、時折原子炉出力が定格値を超える。原子炉出力の上昇により燃料温度の上昇と溶融スティール量が増加し、炉心物質の可動性が増加し、即発臨界近くまで反応度は上昇するようになる。数回の反応度上昇とパルス状の原子炉出力の上昇を経て燃料集合体が全炉心規模で損傷し、損傷した燃料の炉心下部への凝集により時刻 129 秒に初めて反応度が即発臨界（1.0$）を超過する。この時に発生した圧力によって、いったん分散した燃料が再度凝集することにより時刻 131 秒にも即発臨界を超過する。2 回目の即発臨界超過の燃料の集中運動によって比較的大きな出力パルスとエネルギー放出が生じる。評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである炉
心平均燃料温度の最大値は約 3,700℃である。これらの事象推移における炉心内の物
質分布の変動を可視化した解析結果を受けて、機械的応答過程において評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである機械的エネルギーを解析する。
この時に発生するスティール蒸気圧により炉心インベントリの約 30%の損傷炉心
物質が炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップに移行して固化する。この結果、反応度は、深い未臨界状態（-200$未満）に低下し、原子炉出力も急速に低下する。その後、再び反応度は、正に回復することはなく、エネルギー放出が生じる可能性はない。なお、炉心領域の下部には、固化した燃料とスティールが堆積しており、短時間で溶融燃料が LGT を通じて炉心領域の下方に流出することはない。炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップ部及び遷移過程
終了時に炉心に残留した燃料及びスティール（以下「残留炉心物質」という。）にお53 条(1)-添付 4-233[1042]いて、崩壊熱により発熱を続ける炉心燃料のその後の長期にわたる再配置挙動及び冷却挙動については、再配置・冷却過程において解析する。なお、この炉心内の燃料の凝集挙動の解析においては保守的に炉心物質の粘性を零としている。
ⅲ．再配置・冷却過程の解析
起因過程及び遷移過程を経て事故が核的に収束（反応度が再び正にもどることのない、深い未臨界状態に移行）した後も損傷した炉心燃料の崩壊熱による発熱によって事故は更に進展する。原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置挙動には、崩壊熱による残留炉心物質の溶融と流出挙動に依存して大きな変動幅がある。このため、事象推移に関しては、基本となるシナリオを想定した上で、遷移過程における熱エネルギーの放出状況及び残留炉心物質の溶融と炉心領域からの流出挙動（損傷炉心物質の量及び形態）の考え得る変動幅から長時間の再配置挙動を検討し、想定される最終的な再配置場所での損傷炉心物質の量及び形態に基づいて冷却挙動の解析を行う。
エネルギー放出が小さい場合には、損傷炉心物質の再配置場所として、下部プレナム底部
及び炉心領域を対象とする。大きなエネルギー放出を伴う場合には、損傷炉心物質の再配置
場所として、上部プレナムの炉心支持台上面（炉心構造物を支持する水平構造物の上面）及び材料照射ラック底部を対象とする。それぞれの場所について、損傷炉心物質による熱的負荷に対する解析を行う。原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置場所を第 4.3.3.1.14 図に示す。
a．解析条件下部プレナムにおけるデブリベッドの冷却については、１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤで計算し、下部プレナムに形成されるデブリベッドの冷却をデブリベッド熱計算モジュールで解析する。残留炉心物質の冷却については、１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤで計算し、炉心領域における残留炉心物質から周囲構造材等への伝熱過程を伝熱計算モデルで計算し、残留炉心物質の再配置場所から周辺の冷却材への熱移行及び原子炉容器内での熱流動挙動をＦＬ
ＵＥＮＴで解析する。また、上部プレナムにおけるデブリベッドの冷却については、堆積状態に応じてデブリベッド熱計算モジュール（炉心支持台上面に堆積した扁平なデブリベッドが対象）及び伝熱計算モデル（材料照射ラック底部に堆積した縦長円柱状のデブリベッドが対象）で解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条
件等について、1）から 5）に共通的な解析条件等を、6）から 11）にそれぞれの再配
置場所に対する解析条件等を示す。
1）再配置・冷却過程の初期状態は、遷移過程の解析において核的挙動が収束した
時点の炉心状態から設定する。遷移過程の終状態では、炉心インベントリの約30%の損傷炉心物質が炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップに移行して固化している。ここでは、炉心領域に残留する損傷炉心物質の量及び下部プレナムへ移行する損傷炉心物質の量が保守的に多くなるように
炉心周囲へ移行する損傷炉心物質の量を炉心インベントリの 30%から 20%に、炉心領域に残留する損傷炉心物質の量を炉心インベントリの 80%とした状態を再配置・冷却過程の初期状態とする。
53 条(1)-添付 4-234[1043]

2）核分裂による発熱は考慮しない。
3）１次主冷却系の循環パスは確保されており、１次主循環ポンプのポニーモータ
運転と２次主冷却系の自然循環による冷却パスは確保されるものとする。
4）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を基に、燃料の損傷・溶融と高温状態が継続していることを考慮して、希ガス及び揮発性の FP からの崩壊熱を除いた値を用いる。原子炉停止後の経過時間は、遷移過程後の事象進展を考慮してそれぞれの再配置場所について設定する。
5）炉心領域から下部プレナム又は上部プレナムに移行した溶融炉心物質は、サブ
クール度の高い大量のナトリウムによって効率的に冷却・固化・微粒化して、下部プレナムでは原子炉容器底部に、上部プレナムでは炉心支持台上面（炉心構造物を支持する水平構造物の上面）及び材料照射ラック底部に粒子状のデブ
リベッドとして堆積するものとする。デブリベッドの性状については、炉心物質を用いた試験結果に基づき、デブリ粒子径を 400µm、空隙率を 0.6 とする。
6）遷移過程の終状態の残留炉心物質は、未溶融又は再固化した燃料と溶融スティールの混合物となり、崩壊熱によって徐々に再溶融する。溶融した残留炉心物
質の一部は、LGT を通じ下部プレナムに流出する。炉心領域に残留する損傷炉
心物質の量が炉心インベントリの約 50%を下回ると、崩壊熱と炉心周辺構造への熱損失のバランスによって残留炉心物質の溶融が止まるとともに下部プレナ
ムへの流出も止まる。従って、遷移過程終了時に炉心領域に残留する損傷炉心物質の量である炉心インベントリの 80%から下部プレナムへ移行する損傷炉心物質の量は炉心インベントリの 30%とする。
7）本評価事故シーケンスでは、事象の開始から約 130 秒後に炉心領域から溶融炉
心物質の一部が径方向反射体及び遮へい集合体のラッパ管間のギャップに移行
し、炉心領域での核反応が停止すると遷移過程の終状態となる。このため、下部プレナムのデブリベッドの崩壊熱の起点は事象の発生から約 130 秒後とする。
また、下部プレナムのデブリベッド、周囲の冷却材及び原子炉容器壁の初期温度は、それぞれ約 420℃、約 420℃及び 350℃とする。
8）6）より炉心領域に残留する損傷炉心物質の量は炉心インベントリの 50%とする。
9）炉心領域に残留する燃料の崩壊熱の起点は、7）と同様に事象の発生から約 130秒後とする。また、冷却過程開始時点の炉心条件として、残留炉心物質の温度は最高約 1,930℃、構造材及び冷却材温度について、支持板下方の領域は約350℃、炉心周辺領域を除く支持板上方の領域は約 500℃並びに炉心周辺領域は
約 460℃とする。この残留炉心物質の温度は遷移過程の終状態で炉心に残留す
る燃料とスティールの平衡温度である。また構造材及び冷却材の温度は、１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ−ＣＯＰＤで計算した際に得られた冷却過程開始時点における各領域の温度である。
10）大きなエネルギー放出が生じた場合には、炉心領域全体が短時間で溶融するとともに、圧力上昇により相当量の損傷炉心物質が上部プレナムに放出される。
53 条(1)-添付 4-235[1044]

ここでは、保守的に炉心上部構造（炉心燃料集合体内の上部反射体ペレット下端からハンドリングヘッドの上端までの間に位置する構造物）による損傷炉心物質の放出の抑制効果を無視して、上部プレナムに移行する損傷炉心物質の量は炉心インベントリの 100%とする。また、次節のⅳ．機械的応答過程において
高温炉心物質やナトリウムの蒸発・膨張による機械的エネルギーの発生をＳＩ
ＭＭＥＲ－Ⅳで解析した結果によると、上部プレナムに放出された損傷炉心物
質は炉容器壁近傍の上部プレナム底部に沈降し、その位置にある材料照射ラッ
ク及び炉心支持台上面に堆積する。堆積位置の広がり面積に対する材料照射ラックの開口面積の比より、炉心インベントリの約 4%の損傷炉心物質が材料照射
ラック底部に堆積し、残りは炉心支持台上面に堆積するものとする。
11）機械的応答過程の解析より、上部プレナムに損傷炉心物質が噴き上げられた高さから炉心支持台上面までの高さを終端速度で落下すると保守的に仮定して、上部プレナムのデブリベッドの崩壊熱の起点は、遷移過程における核反応の停止から 10 秒後とする。また、デブリベッドの初期温度は、遷移過程の不確かさの影響評価の解析結果より約 5,110℃の損傷炉心物質が上部プレナムに放出されて燃料集合体頂部位置まで沈降した際の損傷炉心物質の温度を保守的に切り上げた 600℃とする。この温度は上部プレナムに放出された炉心物質と上部プ
レナム内のナトリウムの平衡温度である。
b．解析結果
本評価事故シーケンスで想定される解析条件において、原子炉容器を通過する冷却材の原子炉容器出口温度は、冷却材の流量減少、原子炉出力の変動及び崩壊熱によって変動する。Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析した原子炉容器出口冷却材温度の変化
を第 4.3.3.1.15 図に示す。原子炉容器出口冷却材温度は約 500℃まで上昇するが、炉心損傷防止措置の評価項目として設定した原子炉冷却材バウンダリ温度 550℃を
超えないことから、冷却材温度の上昇によって原子炉冷却材バウンダリの損傷に至ることはない。
①

下部プレナムにおけるデブリベッド冷却
炉心インベントリの 30%の損傷炉心物質からなるデブリベッドの冷却については、「ⅲ．再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心インベント
リの 70%の損傷炉心物質からなるデブリベッドの場合の結果に対して大きな余裕がある。また、原子炉容器底部に生じる最大応力（１次応力）について、「ⅲ．
再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心インベントリの 70%の損
傷炉心物質からなるデブリベッドの条件における結果は、ＳＵＳ３０４のクリー
プ破断強度と比較して小さい。したがって、炉心インベントリの 30%の損傷炉心物質からなるデブリベッドも原子炉容器内で安定に保持・冷却できる。

②

残留炉心物質の冷却炉心領域に残留した損傷炉心物質の量が炉心インベントリの 50%となる場合
については、「ⅲ．再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心イン
ベントリの 80%の損傷炉心物質が炉心領域に残留した場合の結果に対して余裕
53 条(1)-添付 4-236[1045]

がある。このため、残留炉心物質は、再溶融かつ移動することなく炉心領域において固化した状態で安定に冷却できる。また、原子炉容器内の冷却材温度も過大になることはなく、崩壊熱の減衰とともに単調に低下する。したがって、残留炉心物質が原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはない。
③

上部プレナムにおけるデブリベッド冷却
材料照射ラック底部に堆積したデブリベッドの最高温度は約 760℃、炉心支持台上面に堆積したデブリベッドの最高温度は約 760℃まで上昇するが、その後、崩壊熱の減衰によって、これらのデブリベッドの温度は低下する。また、原子炉
容器内の冷却材温度も過大になることはなく、崩壊熱の減衰とともに単調に低下する。したがって、原子炉冷却材バウンダリの健全性が損なわれることはない。

ⅳ．機械的応答過程の解析
機械的応答過程では、起因過程又は遷移過程において即発臨界超過の結果、大きな熱エネ
ルギー放出がある場合、高温となった炉心物質は、炉心内の圧力に駆動されて上部プレナムへ移動し、ナトリウムとの熱的相互作用を生じる。その結果発生するナトリウム蒸気圧によって上部プレナム内のナトリウムが上方に加速され、大回転プラグ、小回転プラグ及び炉心上部機構等（以下「回転プラグ」という。）の下面のカバーガス領域を圧縮し、原子炉冷却材バウンダリ等に対して機械的な負荷を与える。上部プレナム内のナトリウムの加速による機械的エネルギーの発生並びに機械的エネルギー発生時の原子炉容器内の圧力上昇に伴う原子炉容器構造応答、回転プラグ及び固定ボルトの応答挙動並びに回転プラグの間隙を通じた格納容器（床上）へのナトリウム噴出挙動の解析を行う。ナトリウム噴出に係る解析
結果は、格納容器応答過程の解析に引き渡して、ナトリウムの燃焼等に対する格納容器の応答を解析する。
a．解析条件
高温炉心物質やナトリウムの蒸発・膨張による機械的エネルギーの発生をＳＩＭＭ
ＥＲ－Ⅳで解析する。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系を第 4.3.3.1.16 図に示す。
機械的エネルギー発生時の原子炉容器内の圧力上昇に伴う原子炉容器構造応答をＡ
ＵＴＯＤＹＮで解析する。ＡＵＴＯＤＹＮにおける解析体系を第 4.3.3.1.17 図に示す。機械的エネルギー発生時の回転プラグ下面の圧力上昇に伴う回転プラグ及び固定ボルトの応答挙動並びに回転プラグの間隙を通じた格納容器（床上）へのナトリウム
噴出をＰＬＵＧで解析する。ＰＬＵＧにおける解析体系を第 4.3.3.1.18 図に示す。
本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）遷移過程において即発臨界を超過して原子炉の出力の急上昇が起こった直後の、炉心平均燃料温度が最高値に達した時点の炉心状態（炉心物質の質量、温度、速度及び圧力）を機械的応答過程の初期状態とする。熱エネルギーの放出により高温となった炉心物資が蒸発・膨張しつつ炉心から上方に噴出され、ナトリウムを蒸発・膨張させながら機械的エネルギーに変換されるものとする。
2）ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳによる機械的エネルギー発生の解析は、水平方向は炉心中心から原子炉容器の内面まで、鉛直方向は炉心燃料下端部から回転プラグ底板の下端面までを、3 次元直交座標を用いてモデル化する。炉心及びその周辺の初53 条(1)-添付 4-237[1046]

期状態は、遷移過程の解析結果をそのまま接続する。初期の炉心平均燃料温度
及び炉心平均スティール温度は、「ⅰ）基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」の結果よりそれぞれ 3,700℃及び 1,470℃とする。なお、炉心物質が保有する全熱エネルギーに対応する指標として、ここでは炉心平均燃料温度に加えて炉心平均
スティール温度も示した。
3）炉心部から上部プレナムへと溶融炉心物質が容易に噴出するように、遷移過程
において炉心部の上部構造の流路中に侵入した溶融炉心物質が固化することによって形成される閉塞を無視し、また、原子炉容器内において、機械的エネル
ギーの吸収に寄与する構造の流動に対する抵抗を無視するなど、機械的エネル
ギーの発生が大きくなるような条件とする。
4）ＡＵＴＯＤＹＮによる原子炉容器の構造応答解析は、原子炉容器全体を 2 次元
円筒座標でモデル化する。原子炉容器全体は、上端で支持される構造とし、原子炉容器胴部の変形及び底部の変位を解析する。機械的エネルギー発生の解析で得られた炉心物質の膨張における圧力-体積変化を圧力源として解析する。
5）回転プラグは動かない剛体としてモデル化し、この構造物の変形による機械的エネルギーの吸収効果を無視するなど、原子炉容器への負荷が大きくなるような条件とする。
6）ＰＬＵＧによる解析は、回転プラグ及びその固定ボルトをモデル化する。また、
回転プラグ間隙の垂直部分を環状流路、水平部分を矩形流路としてモデル化す
る。回転プラグの応答及び固定ボルトの変形を駆動するプラグ下面の圧力履歴
は、機械的エネルギー発生の解析で得られた圧力履歴を用い、原子炉容器の変形による圧力緩和効果を無視し、回転プラグへの負荷が大きくなる条件とする。
7）定常の流動方程式を用いて噴出ナトリウムの流量を計算するなど、ナトリウム
噴出量が多くなる条件とする。
b．解析結果①

機械的エネルギーの発生
即発臨界超過による熱エネルギーの放出で高温・高圧となった炉心から溶融燃
料と溶融スティールの混合物が上方に放出され、液体ナトリウムを蒸発させる。
これが圧力源となって、上部プレナムのナトリウムを上方へ加速し、原子炉構造に機械的負荷を与える機械的エネルギーへ変換される。機械的エネルギーの最大値は約 1.8MJ である。なお、圧力源の最大膨張時におけるカバーガス領域の体積は初期の 25％程度である。機械的エネルギーを発生させる物理現象は溶融した炉心物質とナトリウムの FCI である。FCI では高温物質と低温物質の接触時に単相圧力が発生する Phase A と呼ばれる現象が知られている。

②

原子炉容器の構造応答
圧力源の膨張により上部プレナムのナトリウムの上昇速度は、徐々に増大しカ
バーガス領域を圧縮する。この間に生じる機械的負荷は、原子炉容器を水平方向に変形させるものの、原子炉容器に生ずる周方向ひずみの最大値は 0.1％程度（弾性変形の範囲内）であり、許容限界である 10％を超えない。したがって、原53 条(1)-添付 4-238[1047]

子炉容器の健全性が損なわれることはない。なお、安全容器側面及び底面に作用を及ぼさない。
③

回転プラグ及び固定ボルトの応答並びにナトリウム噴出挙動
炉心上部機構及び小回転プラグは大回転プラグと一体となって変位し、大回転
プラグとの相対変位は生じない。大回転プラグは 80ms 程度の短時間の間だけ、最大約 1.2mm 上向きに浮き上がるが、原子炉容器内の圧力が回転プラグの浮き上がりに必要な圧力以下に低下すると、支持フランジ上に落下・着座する。回転
プラグの固定ボルトのひずみは最大でも 0.1％程度であり、破断伸びである 15％
より十分小さく、固定ボルトの健全性が損なわれることはない。
以上より、機械的負荷により回転プラグは短時間の間、垂直上方向へ変位する
ものの落下・着座し、固定ボルトの健全性は損なわれない。
また、大回転プラグの浮き上がりは極短時間であって、その間に一時的に形成される回転プラグ間の間隙を通じてナトリウムが格納容器（床上）へ噴出することはない。

ⅴ．格納容器応答過程の解析
機械的応答過程より、不確かさの影響を考慮したとしても、原子炉容器内から格納容器（床上）へナトリウムが噴出することはないが、ここでは、格納容器の頑健性を確認するために、あえてナトリウムが噴出すると仮定し、格納容器応答過程の解析によりその影響を評価する。
a．解析条件
計算コードＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにより解析する。解析体系を第 4.3.3.1.19 図に示すとともに、主要な解析条件等を以下に示す。
1）格納容器（床上）及び外気をモデル化する。
2）不確かさの影響を考慮したとしても、格納納容器（床上）へナトリウムが噴出することはないが、ここでは、格納容器の健全性を入念に確認するために、敢えて 230kg のナトリウムが噴出すると仮定する。
3）ナトリウムの燃焼形態として、スプレイ燃焼及びプール燃焼をそれぞれ想定し、それぞれの燃焼形態が支配的となるような液滴径を設定する。また、ナトリウ
ムとコンクリートが直接接触して反応することも想定し、この場合、噴出したナトリウムがプール燃焼と同じ面積で広がり、全てコンクリートと反応すると仮定する。
4）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を基に、希ガスの FP の 100％、揮発性のFP の 50％が格納容器（床上）へ放出されるものとし、これらの崩壊熱は格納容
器内雰囲気ガスに対する熱源とする。
5）雰囲気から構造材への伝熱は自然対流による熱伝達及び熱輻射を考えるものとする。
6）水素の発生については、ナトリウムと雰囲気中の湿分又はコンクリート中の水分との反応をそれぞれ考慮するものとする。
53 条(1)-添付 4-239[1048]

7）Cs-137 の格納容器外への放出量については、定格出力運転を継続し炉心燃料が平均燃焼度に到達したとの保守的な仮定で計算した炉内蓄積量を基に、炉心から冷却材には全量が放出されると仮定し、冷却材中での捕獲及び格納容器（床上）での凝集、沈着等による除去を考慮するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.1.20 図から第 4.3.3.1.22 図に示す。
ナトリウムの熱的影響については、スプレイ燃焼、プール燃焼及びナトリウム－コ
ンクリート反応する場合についてそれぞれ解析した。
格納容器（床上）の雰囲気の圧力が最高となるのは、スプレイ燃焼のケースであり、最高圧力は約 0.93kg／cm2[gage]（約 0.092MPa[gage]）まで上昇するが、格納容器の設計圧力 1.35kg／cm2[gage]（約 0.13MPa[gage]）を超えない。
格納容器鋼壁の温度が最高となるのは、同様にスプレイ燃焼のケースであり、最高温度は約 68℃まで上昇するが、格納容器鋼壁の設計温度 150℃を超えない。
格納容器（床上）の水素濃度が最大となるのは、ナトリウム－コンクリート反応のケースであり、最大水素濃度は約 0.76vol％まで上昇するが、燃焼限界濃度の 4vol％
を下回る。
また、
格納容器外への Cs-137 の放出について、原子炉冷却材による除去率は 90％、格納容器内から格納容器外への放出率は 0.083％、総放出量は約 0.33TBq となり、100TBq を十分に下回る。
以上より、格納容器（床上）へのナトリウム噴出を仮想しても、評価項目である格納容器の健全性は確保されるとともに、環境への影響も十分に抑制される。
以上ⅰ.からⅴ.より、外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
ⅰ．起因過程の不確かさの影響評価
起因過程の不確かさの影響について、計算コードの不確かさとして、FP ガスの保持量の不確かさの影響を評価する。また、解析条件の不確かさのうち、事象進展に有意な影響を与えるものとしては反応度係数と燃料破損条件が挙げられるが、燃料破損
条件は既に十分に保守的な条件であるため、反応度係数の不確かさとして、ナトリウ
ムボイド反応度、ドップラ反応度及び燃料の軸伸びの不確かさの影響を評価する。考慮する不確かさ幅は、以下のとおり設定する。
1）FP ガスの保持量：燃料ペレット中の FP ガスの保持量は、ＳＡＳ４Ａの定常照
射挙動モデルの計算値に対して、負の反応度効果を持つ破損燃料の分散の駆動力となる FP ガス圧力の効果を無視する。
2）ナトリウムボイド反応度：炉心の核設計においては 30%の不確かさを考慮している。ナトリウムボイド反応度は、炉心の極一部の領域を除いておおむね負である。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、正の領域では 1.3 倍に、負の領域では 0.7 倍に設定する。
53 条(1)-添付 4-240[1049]

3）ドップラ反応度：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される
不確かさは 30%である。ドップラ反応度係数は負であるが、起因過程のドップ
ラ反応度は正となるため、評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、1.3 倍に設定する。
4）燃料の軸伸び：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される燃
料密度反応度の不確かさは 30%である。起因過程の事故シーケンスでは燃料は収縮し反応度変化が正となる。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応
度を大きく計算するため、1.3 倍に設定する。
これらの解析条件等の間には物理的相関はなく、互いに独立であると考えられ、それぞれ保守的に設定した不確かさを重ね合わせることは過度に保守的な想定となる。
そこで、感度解析においては、保守的な条件の重畳は行わず、「（６）措置の有効性評
価ⅰ.起因過程の解析」に対してそれぞれの不確かさの影響を評価する。

起因過程に関する感度解析の結果、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである反応度については、どの不確かさを考慮したとしても、「ⅰ）基本ケース ⅰ.起因過程の解析」と同様に臨界（0.0$）を超えることはない。すなわち、不確かさの影響を考慮したとしても、起因過程は、出力及び燃料温度が低い状態で推移し、部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行する。事象の推移と破損集合体の数に最も大きな影響が生じたケースは、2)のナトリウムボイド反応度の不確かさを保守的に考慮したケースである。基本ケースに比べて過渡開始直後から反応度の減少が若干緩やかになり、沸騰開始時刻や燃料崩壊時刻が早くなっている。このことによって事象進展が速くなり、基本ケースに比べて沸騰及び損傷に至る集合体数が増加した。しかしながら、損傷集合体の数は基本ケースの 2 集合体から 5 集合体に増加しているが、その内の 3 集合体は被覆管の溶融に至っただけであり、炉心全体の燃料分布は基本ケースと大きく変わらず、遷移過程の事象推移に大きな影響を与えることはない。
ⅱ．遷移過程の不確かさの影響評価
遷移過程の不確かさの影響について、評価項目のうち、「（2）炉心の著しい損傷に至った場合において、損傷炉心物質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること」に影響を及ぼす不確かさは、遷移過程の事象推移の幅広い不確かさの範囲を含める形で再配置・冷却過程の解析を行う。他方、評価項目の「（3）即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること」の具体的な評価項目のうち、「①原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること」に影響を及ぼす重要なパラメータである即発臨界超過に伴う放出エネルギー及び炉心平均燃料温度の計算において、大きなエネルギー放出を伴う反応度の急速な挿入を引き起こすメカニ
ズムは、溶融燃料の大規模な凝集である。「ⅰ）基本ケース

ⅱ．遷移過程の解析」

において、このような大規模な溶融燃料の凝集が起こったのは、遷移過程の開始後約60 秒であり、炉心の損傷が広範囲に進展した段階であった。遷移過程の初期条件は、起因過程の解析結果をできるだけ厳密に接続していること、炉心の損傷が広範囲に進53 条(1)-添付 4-241[1050]

展するまでの間の事象推移は極めて緩慢で大きな反応度の変動がないことなどから、
ここでは、遷移過程の後期の段階で大規模な燃料の移動に影響を及ぼす条件又は解析上の想定における不確かさを考慮する。
具体的には、以下の 2 つの包絡的なケースについての感度解析を行い、その影響を評価する。
①

炉心中心への溶融燃料の凝集移動（炉心溶融プールのスロッシング）を発生させるケース：2 次元円筒座標で周方向同時の燃料移動を許容する保守的な条件を設定する。LGT や反射体間及び遮へい集合体間ギャップを通じた溶融燃料の炉心外への流出を遮断する意味からも保守的な想定となる。

②

LGT の溶融貫通時の燃料－冷却材相互作用（以下「FCI」という。）の発生を仮定して大規模な燃料の移動を駆動するケース：すでに炉心高さの中央部で燃料の破損が生じているものの炉心下部の流路中に冷却材が残っており FCI が発生する可能性がある LGT の位置に対して、炉心平均燃料温度のピークが生じる直前にナトリウムの混入を仮定し、実験的に得られている FCI による発生圧力を包絡する強さの FCI を発生させる。

①の解析は、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにより解析する。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにおける 2 次元
円筒座標の解析体系を第 4.3.3.1.23 図に示す。制御棒、後備炉停止制御棒及び B 型・
C 型照射燃料集合体は、「（６）措置の有効性評価 ⅱ）遷移過程の解析評価」と同様に炉心での同じ列に装荷された集合体の平均出力に最も近い集合体に置き換える。解析における反応度、出力及び炉心平均燃料温度の履歴を第 4.3.3.1.24 図から第4.3.3.1.26 図に示す。2 次元円筒体系では、物質の移動が鉛直・径方向のみに束縛されるため、径方向外側から軸中心に向かう燃料集中が 3 次元解析に比べて強くなる。
外側炉心燃料も含めた大規模な炉心中心に向かう溶融燃料の凝集移動が発生することによって反応度が即発臨界を超過し、極めて厳しい熱エネルギーの放出があり、炉心平均燃料温度の最大値は約 5,110℃である。この解析においては遷移過程の非線形性の影響も考慮している。機械的応答過程の不確かさの影響評価の解析において機械的エネルギーの発生を解析する際には、初期条件の不確かさを考慮してこの解析結果を用いる。
②の解析は、ＳＩＭＭＥＲ−Ⅳにより解析する。FCI による発生圧力を保守的に仮定することにより、これに伴う燃料凝集の効果による炉心平均燃料温度を解析した。
3 次元体系では、2 次元体系に比べて燃料が炉心内で分散しているために核出力が小さく、炉心燃料の溶融度は低く流動性が小さい。このため、保守的な FCI による圧力を与えても 2 次元体系に比べて燃料凝集量は少ない。反応度は、即発臨界を超過する
もののこれに伴う炉心平均燃料温度は約 4,070℃であり、FCI による圧力によって駆動される燃料移動により大きな反応度挿入や過大なエネルギー放出が生じることはない。
以上の不確かさの影響評価の解析とその結果についてまとめた。また１次元コンパ
クションを想定した簡易評価による不確かさ影響評価解析の保守性を確認した結果を示す。
53 条(1)-添付 4-242[1051]

ⅲ．再配置・冷却過程の不確かさの影響評価
再配置・冷却過程の不確かさの影響について、評価項目の「（2）炉心の著しい損傷に至った場合において、損傷炉心物質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること」に影響を及ぼす不確かさは、再配置した損傷炉心物質の量の不確かさの影響が最も重要となる。そこで、不確かさ幅を十分に包絡する損傷炉心物質の量をそれぞれの再配置場所に対して設定し、冷却性を評価する。
下部プレナムへの損傷炉心物質の流出量は、流出タイミングに依存する。炉心領域から溶融した残留炉心物質が LGT を通じて下部プレナムに移行しないと想定した場合は、崩壊熱と炉心周辺構造への熱損失のバランスによって炉心領域で溶融し得る燃料の量は炉心インベントリの約 70%となる。この状態で、溶融した残留炉心物質が LGTを通じて下部プレナムに移行する場合を下部プレナムのデブリベッドの冷却に対する保守的な上限とする。また、残留炉心物質の冷却に対しては、保守的な損傷炉心物質の量として、炉心インベントリの 80%（残り 20%は炉心周囲の集合体ラッパ管間ギャップに移行・固化）が炉心領域に残存するものとする。
なお、上部プレナムに移行した損傷炉心物質の冷却については、「（６）措置の有効性評価 ⅲ）再配置・冷却過程の解析」において、最大量となる炉心インベントリの100%の損傷炉心物質の移行を仮定した解析を行っているため、不確かさ影響評価は行わない。
①

下部プレナムにおけるデブリベッド冷却
炉心インベントリの 70%の損傷炉心物質からなるデブリベッドの冷却をデブ
リベッド熱計算モジュールで解析する。デブリベッドの性状については、「（６）
措置の有効性評価 ⅲ.再配置・冷却過程の解析」と同じとする。原子炉容器底部にデブリベッドが形成される時刻は、「② 残留炉心物質の冷却」において、炉心インベントリの約 70%の燃料が再溶融する時刻（事象発生から約 1,200 秒後）とする。
解析結果を第 4.3.3.1.27 図に示す。また、ＳＵＳ３０４について 900℃を超える温度条件におけるクリープ試験結果を第 4.3.3.1.28 図に示す。
デブリベッド最高温度は、事象発生から約 1,800 秒後に約 720℃まで上昇する
が、その後は崩壊熱の減衰とともに低下する。ここで、デブリベッドにより高温条件となる原子炉容器底部の鏡板において、原子炉容器の自重、ナトリウム重量及びデブリベッド重量により発生する応力は 2.8MPa（1 次応力）であり、ＳＵＳ
３０４について 900℃を超える温度条件で得られているクリープ試験結果に対して十分に小さくクリープ破断は発生しない。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、原子炉容器底部に堆積したデブリベ
ッドは、周囲の冷却材や構造材による除熱と崩壊熱の低下によって安定に冷却される。したがって、原子炉容器底部の鏡板がクリープ破損し、溶融炉心物質等が原子炉容器外に流出することはない。なお、デブリベッドの厚み、粒子径、空隙率の設定によって熱容量や等価熱伝導率が変わるため、実験での粒子径や空隙率53 条(1)-添付 4-243[1052]

に係るデータのばらつき、粒子径の代表径として質量中央値ではなく Sauter 平
均値を用いた場合の影響、及びデブリベッドが不均一に堆積した場合の影響を考慮しても、この結論は変わらない。
②

残留炉心物質の冷却炉心領域に残留した損傷炉心物質の量が炉心インベントリの 80%となる場合
について、伝熱計算モデルにより残留炉心物質内部の温度変化と残留炉心物質とその周囲の構造物との境界温度が構造物の融点であるとして残留炉心物質から周囲の構造物への熱移行を解析する。また、ＦＬＵＥＮＴを用いて、炉心バレル
構造物内の内側及び外側反射体、遮へい集合体及びラッパ管間ギャップ部を流れるナトリウムによる残留炉心物質及びギャップ閉塞部の除熱挙動を解析する。
解析結果を第 4.3.3.1.29 図及び第 4.3.3.1.30 図に示す。
伝熱計算モデルの解析によって、事象発生から約 670 秒後に燃料が再溶融し始め、残留炉心物質の最高温度は約 2,890℃まで上昇するが、その後は崩壊熱の減衰とともに低下することが示された。残留炉心物質の内部がスティールの蒸気圧が発生する様な高温となることはなく、周囲の冷却材や構造材による除熱と崩壊熱の低下によって長期的に安定に冷却される。
また、ＦＬＵＥＮＴの解析より、残留炉心物質の下面温度は、残留炉心物質の形成後から発熱条件の時間変化に従って上昇し、事象発生から約 3,900 秒後に
約 850℃であり、その後はなだらかに低下する。このとき炉心下部において、集合体ラッパ管間ギャップのナトリウムは、炉心外側に位置する内側及び外側反射
体、遮へい集合体内部を流れる低温ナトリウムによってラッパ管を介して冷却され、ギャップ部のナトリウムに低温の炉心外側と高温の残留炉心物質周辺との間で循環流が形成される。この循環流によって低温のナトリウムが残留炉心物質の周辺に輸送され、残留炉心物質の下面が冷却される。残留炉心物質側面は、集合
体ラッパ管間ギャップと内側反射体内を流れるナトリウムによって冷却される。
残留炉心物質側面の最高温度は約 770℃であり、残留炉心物質に接する内側反射
体の内部を流れるナトリウムの最高温度は約 580℃である。なお、原子炉容器の最高温度は上部プレナムの上端部で約 500℃であり、これは「4.3.2.6 有効性を評価するための評価項目の設定」における原子炉冷却材バウンダリの制限温度（550℃）以下であることから、原子炉容器近傍の冷却材温度が過大とならず、原子炉冷却材バウンダリである原子炉容器の健全性が損なわれることはない。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、原子炉容器内の冷却材温度が過大になることはなく、崩壊熱の減衰とともに単調に低下し、原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはない。

ⅳ．機械的応答過程の不確かさの影響評価
有効性評価における不確かさについて、評価項目の「（3）燃料の溶融に伴う即発臨
界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格
納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること」の具体的な評価項目「②格納容器（床上）へ噴出するナトリウムの燃焼等に対53 条(1)-添付 4-244[1053]

して、格納容器の健全性が維持できること」に対しては、機械的エネルギー発生における重要現象の不確かさの影響を確認する解析を実施した。不確かさの影響を確認した重要現象は、燃料からスティールへの熱移行、炉心上部構造への熱及び圧力損失、蒸気泡の成長、及び遷移過程の不確かさである。この結果、初期条件としての放出熱
エネルギーの大きさが最も大きな影響を持つ。このため、遷移過程の不確かさの影響評価の解析から最も大きな熱エネルギー放出があったケースの結果に基づいて機械的エネルギーを解析する。このケースにおける炉心平均燃料温度及び炉心平均スティール温度の最大値はそれぞれ約 5,110℃及び約 2,400℃である。
上部プレナム下部の FCI の不確かさの影響も考慮した解析の結果得られた機械的エネルギーの最大値は約 3.6MJ である。圧力源の最大膨張時におけるカバーガス領
域の体積は初期の 4%程度である。原子炉容器の構造応答解析の結果、第 4.3.3.1.31
図に示すように、原子炉容器内圧力上昇に伴う水平方向の機械的負荷は、原子炉容器を水平方向に変形させるものの、原子炉容器に生ずる周方向ひずみの最大値は 0.7％程度であり、許容限界 10％を超えない。すなわち、評価項目である機械的負荷に対する原子炉容器の健全性は確保される。なお、安全容器側面及び底面に作用を及ぼさない。
第 4.3.3.1.32 図に回転プラグの動的応答に関する解析結果を示す。回転プラグは
1 秒未満の極短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、原子炉容器内の圧力が回転
プラグの浮き上がりに必要な圧力以下に低下すると、支持フランジ上に落下・着座する。この間、ナトリウムは、回転プラグの間隙に流入するが格納容器（床上）まで到達せず、原子炉容器内から格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は生じない。各回
転プラグの固定ボルトのひずみは、最大で 1.6％であり、破断伸び 15％より十分小さ
く、固定ボルトの健全性は損なわれない。
以上より、最も大きな不確かさ要因である放出熱エネルギーの不確かさの影響を考慮したとしても、評価項目である機械的負荷に対する原子炉容器の健全性は確保される。また、機械的負荷により回転プラグは、短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、固定ボルトの健全性は損なわれず、一時的に形成される回転プラグ間の間隙を通じてのナトリウムの格納容器（床上）への噴出は生じない。
ⅴ．格納容器応答過程の不確かさの影響評価
不確かさの影響評価について、スプレイ燃焼において、最も影響のある因子はスプレイの液滴径である。「ⅰ）基本ケース ⅴ.格納容器応答過程の解析」において、不確かさの影響を考慮した上で、評価項目に対して厳しい結果となるような液滴径を入力値として設定していることから感度解析は不要である。したがって、ここでは、不確かさの影響評価として、次に影響のあるプール広がり面積を選定する。「ⅰ）基本ケース ⅴ.格納
容器応答過程の解析」においては、ナトリウムの表面張力等から算出されるプールの厚み（約 1cm）を設定しており、これに対してプール厚みを 1/2 倍（プール面積を 2 倍）とした場合の感度解析をナトリウム－コンクリート反応を対象として実施する。また、解析条
件の不確かさとして崩壊熱があり、崩壊熱計算に用いた計算コードの不確かさとして、崩壊熱の 10％増加を考慮した解析を実施する。
53 条(1)-添付 4-245[1054]

解析結果を第 4.3.3.1.33 図から第 4.3.3.1.35 図に示す。
格納容器（床上）の雰囲気圧力及び格納容器の鋼壁温度が最高となるスプレイ燃焼における崩壊熱の増加の影響については、圧力は変わらず（最高圧力は約 0.93kg/cm2[gage]）、
格納容器の鋼壁温度は若干上昇する（最高温度は約 69℃）程度である。これは、スプレ
イ燃焼によって発生する熱量に比べて崩壊熱の増加の影響が僅かだからである。また、格納容器（床上）の水素濃度が最大となるナトリウム－コンクリート反応におけるプール面
積（反応面積）の増加の影響については、水素の発生速度は増加するものの、ナトリウムの早期消費により反応時間が短くなるため、最大水素濃度はほとんど変わらず（約0.77vol％）、燃焼限界濃度の 4vol％を下回る。
また、格納容器外への Cs-137 の放出について、原子炉冷却材による除去率は 90％、格
納容器内から格納容器外への放出率は約 0.085％、総放出量は約 0.34TBq となり、100TBq
を十分に下回る。
以上より、格納容器（床上）へのナトリウム噴出を仮想した場合において、不確かさの影響を考慮しても、評価項目である格納容器の健全性は確保されるとともに、環境への影
響も十分に抑制される。
以上ⅰ.からⅴ.より、外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-246[1055]

第4.3.3.1.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

事故発生
の判断

・「電源喪失」による原子炉ト
リップ信号発信及び原子炉ス
クラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。
・「電源喪失」による原子炉ト
リップ信号発信を確認し、発信に失敗している場合は事故発生と判断する。

代替
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「１次主循環ポンプトリッ
プ」による原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作
及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

原子炉
自動停止失敗の
判断

原子炉
手動停止

・「１次主循環ポンプトリッ
プ」による後備炉停止系用論
理回路動作に伴う後備炉停止
系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停
止系スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。
・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。
・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

常設設備

設備
可搬設備

－

－

①原子炉トリップ信号「電源喪失」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」③核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系

－

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系－

計装設備①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」①代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」①原子炉保護系（スクラム）②代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」③核計装（線形出力系）①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」③核計装（線形出力
系）

－

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-247[1056]

第 4.3.3.1.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備
可搬設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ
低速運転）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がない
ことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバ
ウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス
圧力計②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全
施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション
信号「格納容器内
圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」

常設設備

①格納容器
②格納容器バウンダリに属す
る配管・弁

計装設備
①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷
却系冷却材流量、主冷却器出口冷却材温度、２次主冷
却系冷却材流量

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-248[1057]

第4.3.3.1.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「電源喪失」による原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長
状況判断

・運転操作指揮

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

・「電源喪失」による原子炉ト
リップ信号発信失敗を確認する。

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「１次主循環ポンプトリップ」
による原子炉スクラム（自動停止）を確認する。
・「１次主循環ポンプトリップ」
による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）を確認す
る。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スク
ラム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

自主対策

運転員B、C2・１次主冷却系流量増大

・１次主冷却系流量増大に係る操作を実施する。

第4.3.3.1.4表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「電源喪失」による原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長

状況判断

・運転操作指揮

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

運転員B、C2

・原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ低速運転）の運転状況を確認すると
ともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉
カバーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・燃料破損検出系により燃料破損の有無を確認する。
・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

運転員D

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イ
ソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

53 条(1)-添付 4-249[1058]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業

外部電源喪失原子炉ﾄﾘｯﾌﾟ信号発信「電源喪失」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

：有効性評価上期待しない措置（Yes）

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「電源喪失」

原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「１次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟﾄﾘｯﾌﾟ」（Yes）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

後備炉停止系ｽｸﾗﾑ確認「１次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟﾄﾘｯﾌﾟ」（後備炉停止系用
論理回路動作）（Yes）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断

（Yes）

（Yes）
炉心の著しい損傷（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風【炉心損傷防止措置】

格納容器破損防止（原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度上昇抑制）

原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ及び原子炉ｶﾊﾞｰｶﾞｽ等のﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ内に放射性物質を閉じ込め、貯留

格納容器（床上）へのナト
リウムの噴出等による原子炉冷却材バウンダリ外への放射性物質の漏えい

格納容器アイソレーション確認＊「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（Yes）

格納容器内閉
じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温
度・圧力等上昇抑制）（No）
格納容器手動アイソレーション＊：格納容器（床上）へのナトリウムの噴出等により、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合【格納容器破損防止措置】

第4.3.3.1.1図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-250[1059]

4.2秒：原子炉自動停止（代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止系用論理回路）

1.2秒：「1次主循環ポンプトリップ」信号の発信
0秒：事象発生（外部電源喪失）、「電源喪失」信号の発信失敗

第 4.3.3.1.2 図 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替トリップ信号及び後備炉停止制御棒による原子炉停止）

53 条(1)-添付 4-251[1060]

第 4.3.3.1.3 図 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（不確かさの影響評
価）

53 条(1)-添付 4-252[1061]

第 4.3.3.1.4 図 ＳＡＳ４Ａにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-253[1062]

A：バッチ数
B：出力／流量比
C：ＳＡＳ４Ａ解析上のチャンネル番号
CR：制御棒BR：後備炉停止制御棒
Ch.20：C型照射燃料集合体
Ch.6及びCh.19：
B型照射燃料集合体

CMIR：材料照射用反射体

第 4.3.3.1.5 図 ＳＡＳ４Ａの解析におけるチャンネルの配置図

10090

冷却材流量割合 （%）

80

冷却材流量割合

70

60
50
40
30
20
10

0
0

10

20

30

40

50

60

70

80

時間 （s）

第 4.3.3.1.6 図 １次主循環ポンプの主電動機停止に伴う冷却材流量減少の推移
53 条(1)-添付 4-254[1063]

0.20

140

0.10

120

0.00

100

（$）

-0.10

80

反応度

原子炉出力

-0.20

60

-0.30

40

-0.40

20

-0.50

原子炉出力（定格値に対する割合）（％）

全反応度

0
0

10

20

30

40

50

60

70

80

時間 （s）

第 4.3.3.1.7 図 起因過程における原子炉出力及び反応度履歴1060

炉心平均燃料温度1040

炉心平均燃料温度

（℃）

1020

1000
980
960
940
920
900
880
860
0

10

20

30
時間

40
50
（s）

60

70

80

第 4.3.3.1.8 図 起因過程における炉心平均燃料温度履歴53 条(1)-添付 4-255[1064]

：制御棒駆動機構下部案内管及び後備炉停止制御棒駆動機構下部案内管：燃料要素の破損が生じている燃料集合体：計算除外セル

y方向セル番号

33
31
32

BR

26

24
33

CR

17
25

29

31

5

15
33

6

10
24

28

9

32

17

33
21

27
23

25
22

29
26

12

18

32
24

20

CR

27
30

18
11

11
14

33
27

7
4

3

CR
26

22
13

10

1

8

21

11

CMIR

28
25

CR

2

7
16

27

15

9

19

33

23

8

11

23
32

30
27

17

12

遮へい集合体

32
21

27

22

外側反射体

内側反射体

炉心構成の番号は、起因過程の解析におけるチャンネル番号

BR
31

33
29

y
ｘ方向セル番号

CMIRは、第2列の集合体出力平均値に最も近い4番として評価

x「常陽」炉心構成

炉心構成の紫破線は、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳの解析体系における紫一点破線にて表現（紫一点破線は、第4.3.3.1.10図の鉛直
断面取得位置）ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ解析体系（炉心水平断面図）

第 4.3.3.1.9 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系（遷移過程の解析）

ｚ方向セル番号（解析体系の領域構成）
紫一点破線は、第4.3.3.1.9図の水平断面取得位置

ｘ方向セル番号
遮へい集合体内側反射体（初期条件分布の鉛直断面図）

第 4.3.3.1.10 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布53 条(1)-添付 4-256[1065]

2.0

反応度 ($)

0.0

-2.0

-4.0

-6.0

-8.0
70

90

110

130

150

170

時間 (s)

第 4.3.3.1.11 図 遷移過程における反応度履歴

原子炉出力 (定格値に対する割合）

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
70

90

110

130

150

170

時間 (s)

第 4.3.3.1.12 図 遷移過程における原子炉出力履歴

53 条(1)-添付 4-257[1066]

6000

炉心平均燃料温度 (℃)

5000
4000
3000
2000
1000
0
70

90

110

130

150

170

時間 (s)

第 4.3.3.1.13 図 遷移過程における炉心平均燃料温度履歴53 条(1)-添付 4-258[1067]

第 4.3.3.1.14 図 再配置・冷却過程における損傷炉心物質の最終的な再配置場所

第 4.3.3.1.15 図 原子炉容器出口冷却材温度履歴

53 条(1)-添付 4-259[1068]

アルゴン
カバーガス

Z方向メッシュ番号

回転プラグ下面

上部プレナム

原子炉容器
内面

炉心燃料
集合体
計算除外領域

炉心燃料下端

X方向メッシュ番号

第 4.3.3.1.16 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系（機械的応答過程の解析）

上部胴体
回転プラグ
ナトリウム液面

円錐部胴体

アルゴン
カバーガス

上部プレナム

炉心上部機構オーバーフローノズル

下部胴体

原子炉容器
材料照射ポット
内側反射体、外側反射体及び遮へい集合体

炉心

炉心バレル

炉心支持板

支持構造物

高圧プレナム

冷却材入口ノズル鏡板

第 4.3.3.1.17 図 ＡＵＴＯＤＹＮにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-260[1069]

小回転プラグ
遮蔽上部胴＋
駆動フランジ＋
軸受＋
軸受固定台

ミサイル防止
リング
軸受取付用
ボルト

炉心上部機構
据付ボルト

ミサイル防止ボルト

大回転プラグ
駆動フランジ＋軸受(上)GL-3315
GL-3455

軸受固定台＋
軸受(下)大回転プラグ
支持フランジ

GL-3970

ソールプレート
炉心上部機構小回転プラグ

大回転プラグ

プラグ間隙
原子炉容器

：ナトリウム噴出レベル
r=505

r=1110r=1930

第 4.3.3.1.18 図 ＰＬＵＧにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-261[1070]

第 4.3.3.1.19 図 ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにおける解析体系

格納容器内圧力（kg/㎠[gage]）

1.0

スプレイ燃焼プール燃焼

0.8

ナトリウム-コンクリート反応

0.6
0.4
0.2
0.0
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24
時間（h）

第 4.3.3.1.20 図 格納容器内圧力の推移

53 条(1)-添付 4-262[1071]

70

スプレイ燃焼格納容器鋼壁温度（℃）

プール燃焼

ナトリウム-コンクリート反応

60

50

40
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24
時間（h）

第 4.3.3.1.21 図 格納容器鋼壁温度の推移

1.0

スプレイ燃焼プール燃焼ナトリウム-コンクリート反応

水素濃度（vol%）

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24
時間（h）

第 4.3.3.1.22 図 格納容器内水素濃度の推移

53 条(1)-添付 4-263[1072]

カバーガス

圧力境界

炉心上部機構高圧プレナム

圧力境界

冷却材の流れ
第 4.3.3.1.23 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-264[1073]

2.0

反応度 ($)

0.0

-2.0

-4.0

-6.0

-8.0
70

75

80

85

90

95

100

105

時間 (s)

第 4.3.3.1.24 図 遷移過程の不確かさの影響評価における反応度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）

原子炉出力 (定格値に対する割合)

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
70

75

80

85

90

95

100

105

時間 (s)

第 4.3.3.1.25 図 遷移過程の不確かさの影響評価における原子炉出力履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-265[1074]

6000

炉心平均燃料温度 (℃)

5000
4000
3000
2000
1000
0
70

75

80

85

90

95

100

105

時間 (s)

第 4.3.3.1.26 図 遷移過程の不確かさの影響評価における炉心平均燃料温度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-266[1075]

デブリベッド最高温度（℃）

1000
900
800
700
600
500
400
300
1200

2400
3600
時間（ｓ）

4800

第 4.3.3.1.27 図 デブリベッド最高温度の履歴

第 4.3.3.1.28 図 ＳＵＳ３０４のクリープ破断時間と応力の関係（900℃から 1,000℃）

53 条(1)-添付 4-267[1076]

残留炉心物質最高温度 （℃）

4000
3500

3000
2500
2000
1500
0

1200

2400 3600
時間 （ｓ）

4800

第 4.3.3.1.29 図 残留炉心物質最高温度の履歴

残留炉心物質下面温度（℃）

1000
900
800

700
600
500
400
300
0

1200

2400
時間（ｓ）

3600

4800

第 4.3.3.1.30 図 残留炉心物質下面の最高温度の履歴

53 条(1)-添付 4-268[1077]

20

周方向ひずみの最大値：0.7％

径方向変位 (mm)

15

10

5

0

0

50

100

150

時間 (ms)(A) 径方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の径方向変位

10

鉛直方向変位 (mm)

5

0

-5

-10
0

50

100

150

時間 (ms)(B) 鉛直方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の鉛直方向変位
第 4.3.3.1.31 図 径方向及び鉛直方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の変位の履歴

53 条(1)-添付 4-269[1078]

109

炉心上部機構小回転プラグ

8

大回転プラグ

相対変位 (mm)

7
6

5
4
3
2
1
0
0

200

400
600
時間 (ms)800

1000

第 4.3.3.1.32 図 回転プラグ及び炉心上部機構の動的応答の解析結果

格納容器内圧力（kg/cm2[gage]）

1.0

スプレイ燃焼不確かさ解析[崩壊熱1.1倍]

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24
時間（h）

第 4.3.3.1.33 図 格納容器内圧力の推移（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-270[1079]

格納容器鋼壁温度（℃）

70

スプレイ燃焼不確かさ解析[崩壊熱1.1倍]

60

50

40
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24
時間（h）

第 4.3.3.1.34 図 格納容器鋼壁温度の推移（不確かさの影響評価）1.0

水素濃度（vol%）0.8
0.6
ナトリウム-コンクリート反応

0.4

不確かさ解析[プール面積2倍]

0.2
Na 消費により反応停止

0.0
0

2

4

6

8

10

時間（min）

第 4.3.3.1.35 図 格納容器内水素濃度の推移（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-271[1080]

4.3.3.2 外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で外部電源が喪失した後、「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信に成功するものの、原子炉保護系（スクラム）が正常に動作しなかったことで、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、１次主循環ポンプト
リップによる炉心流量減少時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
出力流量比の高い集合体において冷却材が沸騰し、さらに炉心が損傷を開始するまでの時
間は数十秒であることから、炉心の著しい損傷を防止する措置として、この時間内に原子炉を停止する措置を講じる。また、炉心の著しい損傷に至った場合に、損傷炉心物質の冷却及び機
械的エネルギーの影響緩和が必要であることから、通常運転状態及び自動作動による格納容器破損防止措置を講じる。
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、代替安全保護回路として、後備炉停止系用論理回路を整備し、当該回路の動作により後備炉停止制御棒を急速挿入することで、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、原子炉トリップ信号発信失敗を想定し、「１次主循環ポンプトリップ」を代替原子炉トリップ
信号として整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（後備炉停止系用論理回路による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損
傷に至ることから、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により、損傷炉心物質を冷却すること
で原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に放射性物質等を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。
また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエ
ネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内にナトリウムが噴出する可能性があるた
め、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置
及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.2.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、原子炉保護系（スクラム）動作失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
53 条(1)-添付 4-272[1081]

外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主循環ポンプ及び駆動電動機に適切な慣性を持たせ、この慣性と１次冷却材の流体慣性により、主電動機停止の際の１次冷却材流量の減少率を小さくする（ポンプ回転数の慣性降下時の時定数は約 10 秒）。
ｂ．
「１次主循環ポンプトリップ」を代替原子炉トリップ信号として整備することにより、「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｅ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。また、1 次主冷却系の流量を増大すると、炉心の著しい損傷を回避できる可能性があるため、運転員は手動で１次主冷却系の流量を増大できるものとする。なお、本措置は上記のｂ．～ｄ．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．外部電源喪失時は非常用ディーゼル電源系、交流無停電電源系及び直流無停電電源系により非常用電源が確保され、原子炉保護のために必要な施設内補機への給電が行われる。なお、原子炉保護系は、直流及び交流無停電電源系より給電され、１次主循環ポンプのポニーモータは、直流無停電電源系より給電される。
ｂ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｃ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｄ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
53 条(1)-添付 4-273[1082]

ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｅ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及
び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置
及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.2.1 表及び第 4.3.3.2.2 表に示す。
これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、
後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置
及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.2.3 表及び第 4.3.3.2.4
表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び炉心損傷防止措置は「4.3.3.1

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評価は「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び格納容器破損防止措置は「4.3.3.1 外部電源喪失
及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評
価は「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」において実施
53 条(1)-添付 4-274[1083]

する。
上記の評価結果から、外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

第4.3.3.2.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「電源喪失」による原子炉ト
リップ信号発信及び原子炉ス
クラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認
する。

事故発生
の判断

・「電源喪失」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認
し、発信に失敗している場合
は事故発生と判断する。

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

常設設備

可搬設備

計装設備

－

－

①原子炉トリップ信号「電源喪失」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」③核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」

・「１次主循環ポンプトリッ
プ」による後備炉停止系用論
理回路動作に伴う後備炉停止
系による原子炉スクラム（自動停止）を核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」③核計装（線形出力系）

原子炉
自動停止失敗の判断

・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する

－

－

－

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-275[1084]

第4.3.3.2.2表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備
可搬設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ
低速運転）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がない
ことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバ
ウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス
圧力②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全
施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション
信号「格納容器内
圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」

常設設備

①格納容器
②格納容器バウンダリに属す
る配管・弁

計装設備
①原子炉出入口冷却材
温度、１次主冷却系
冷却材流量、主冷却
器出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材
流量

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-276[1085]

第4.3.3.2.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スク
ラム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・「電源喪失」による原子炉保護
系（スクラム）動作失敗を確認する。
・「１次主循環ポンプトリップ」
による原子炉スクラム（自動停止）を確認する。
・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、 ・「１次主循環ポンプトリップ」
自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計してによる後備炉停止系用論理回路動いる。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、 作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）を確認す
原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。
る。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

自主対策

運転員B、C2・１次主冷却系流量増大

・１次主冷却系流量増大に係る操作を実施する。

第 4.3.3.2.4 表 格納容器防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長

状況判断

・運転操作指揮

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

運転員B、C2

・原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ低速運転）の運転状況を確認すると
ともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉
カバーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・燃料破損検出系により燃料破損の有無を確認する。
・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

運転員D

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、 隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動アイ
ソレーション操作を開始する。機器の操作時間に余裕を見込んだ時間を設定している。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

53 条(1)-添付 4-277[1086]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業

外部電源喪失：有効性評価上期待しない措置

原子炉ﾄﾘｯﾌﾟ信号発信「電源喪失」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「電源喪失」（Yes）

原子炉自動停止（No）

低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

外部電源喪失及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

（Yes）
後備炉停止系ｽｸﾗﾑ確認「１次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟﾄﾘｯﾌﾟ」（後備炉停止系用
論理回路動作）炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断

（Yes）

（Yes）

炉心の著しい損傷（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風【炉心損傷防止措置】

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

格納容器破損防止（原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度上昇抑制）

原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ及び原子炉ｶﾊﾞｰｶﾞｽ等のﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ内に放射性物質を閉じ込め、貯留

格納容器（床上）へのナト
リウムの噴出等による原子炉冷却材バウンダリ外への放射性物質の漏えい

格納容器アイソレーション確認＊「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（Yes）

格納容器内閉
じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温
度・圧力等上昇抑制）（No）
格納容器手動アイソレーション＊：格納容器（床上）へのナトリウムの噴出等により、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.2.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-278[1087]

4.3.3.3 １次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの機械的原因により１次主循環ポンプ 1 台の軸が固着し、１次冷却材流量が減少した際に、「１次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、１次主循環ポ
ンプ軸固着による炉心流量減少時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
出力流量比の高い集合体において冷却材が沸騰し、さらに炉心が損傷を開始するまでの時
間は数十秒であることから、炉心の著しい損傷を防止する措置として、この時間内に原子炉を停止する措置を講じる。また、炉心の著しい損傷に至った場合に、損傷炉心物質の冷却及び機
械的エネルギーの影響緩和が必要であることから、通常運転状態及び自動作動による格納容器破損防止措置を講じる。
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、「１次主循環ポンプトリップ」を代替原子炉トリップ信号として整備し、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗を想定し、後備炉停止系を整備するとともに、原子炉保護系（スクラム）の動作失敗を想定し、後備炉停止系用論理回路を整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（代替原子炉トリップ信号による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損傷に至ることから、1 ループの１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により、損傷炉心物
質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。
また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエ
ネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内にナトリウムが噴出する可能性があるた
め、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.3.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、「１次冷却材流量低」の原子炉トリップ信号発信失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心の著
53 条(1)-添付 4-279[1088]

しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主循環ポンプ及び駆動電動機に適切な慣性を持たせ、この慣性と１次冷却材の流体慣性により、主電動機停止の際の１次冷却材流量の減少率を小さくする（ポンプ回転数の慣性降下時の時定数は約 10 秒）。
ｂ．
「１次主循環ポンプトリップ」を代替原子炉トリップ信号として整備することにより、「１次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｅ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。また、条件によっては、1 次主冷却系の流量を増大すると、炉心の著しい損傷を回避できる可能性があるため、運転員は手動で１次主冷却系の流量を増大できるものとする。なお、本措置は上記のｂ．
～ｄ．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、1 ループの１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｃ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｄ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及
び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学53 条(1)-添付 4-280[1089]

的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.3.1 表及び第 4.3.3.3.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
また、後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.3.3 表第 4.3.3.3.4
表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度の初期値をそれぞれ、1794℃、540℃及び 531℃とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）最も厳しい想定として、事故ループの１次主循環ポンプの回転数が瞬時に零になるものとする。また、１次主循環ポンプは、１基が停止した場合に、相互イ
ンターロックにより他ループの１基を停止する設計であるため、他の 1 ループ
53 条(1)-添付 4-281[1090]

の１次主循環ポンプの主電動機も同時に停止し、1 ループのポニーモータによる低速運転に引き継がれるものとする。
5）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）原子炉の自動停止は「１次主循環ポンプトリップ」によるものとし、応答時間
は 4.2 秒とする。
7）応答時間を長くし、かつ、負の反応度の挿入量を小さくすることにより、炉心温度の上昇を高めに評価するため、原子炉保護系及び主炉停止系には期待しないものとし、後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 1.4%△k/k とする。また、解析では制御棒の挿入速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価
値 90%挿入までの時間を 0.8 秒とする。
8）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
9）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.3.2 図に示す。
１次主循環ポンプ軸固着の発生により、事故ループの冷却材流量は急速に減少するとともに、他の 1 ループの１次主循環ポンプの主電動機も同時に停止する。
「１次冷
却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、代替原子炉トリップ信号である「１次主循環ポンプトリップ」が事故発生後 1.2 秒で後備炉停止系用論理回路に到達し、時刻 4.2 秒に後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入を開始する。
１次主循環ポンプ軸固着により炉心流量は事象発生 0 秒から減少しており、後備
炉停止制御棒の挿入が開始されるまで被覆管温度及び冷却材温度が上昇する。その間、主に冷却材の温度上昇による負の反応度が投入され、原子炉出力は定格出力の約80%まで低下し、燃料温度も低下する。また、健全ループの１次主循環ポンプの主電動機はポニーモータ運転に引き継がれるとともに、原子炉スクラム信号の発信により、両ループの２次主循環ポンプがトリップし、２次主冷却系は自然循環に移行する。
２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後は、原子炉出力が急速に低下し、それに伴い燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度も低下するが、炉心流量と原子炉出力のバランスにより、一度上昇に転じてから再び低下する。原子炉容器出口冷却
材温度は、初期温度からほとんど上昇せず緩やかに低下する。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、後備炉停止制御棒の挿入開始時に出現し、それぞれ約 750℃及び約 740℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却53 条(1)-添付 4-282[1091]

材温度は、初期値からほとんど上昇せず最高温度は約 460℃であり、評価項目を満足する。
以上より、１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる反応度係数の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。反応度係数の不確かさ幅は、炉心構成の変動等による幅（炉心支持板温度係数：±20％、炉心支持板温度係数以外：±30％）を考慮し、それぞれ以下のとおり設定する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
ドップラ係数：燃料温度の低下に対して、正のフィードバック効果が最大となるよう絶対値が最大の負の値を使用する。

燃料温度係数：

ドップラ係数と同様に、絶対値が最大の負の値を使用する。

被覆管温度係数：

被覆管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

冷却材温度係数：

冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

ラッパ管温度係数 ：ラッパ管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

炉心支持板温度係数：

本評価事故シーケンスにおける評価項目である燃料温度
及び炉心冷却材温度等が最大値となるまでの間は原子炉容器入口冷却材温度の変化が生じないため、炉心支持板温度係数の不確かさは考慮しない。

解析結果を第 4.3.3.3.3 図に示す。
後備炉停止制御棒の挿入が開始されるまでに、主に冷却材の負のフィードバック反応度
53 条(1)-添付 4-283[1092]

が小さくなることにより、原子炉出力の低下が「i)基本ケース」の解析に比べ小さくなった。結果として、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と比べ、それぞれ約 10℃高く、約 760℃及び約 750℃であり、評価項目を満足する。また、燃料最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約 1,800℃、原子炉容器出口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析とほとんど変わらず約 460℃であり、評価項目を満足する。
以上より、１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケースⅰ．起因過程の解析
事故の開始からラッパ管内で炉心燃料が溶融するまでの過程を起因過程と呼び、計算コードＳＡＳ４Ａにより解析する。
a．解析条件解析体系は、「4.3.3.1

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）炉心領域の全集合体を 33 のＳＡＳ４Ａチャンネルで代表する。各チャンネル
は、単一の燃料要素とこれに付随する冷却材流路及び構造材で代表する。ＳＡＳ４Ａチャンネルの配置は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号
発信失敗の重畳事故」に同じである。
2）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
3）最も厳しい想定として、事故ループの１次主循環ポンプの回転数が瞬時に零になるものとする。他の 1 ループの１次主循環ポンプの主電動機も同時に停止し、
1 ループのポニーモータによる低速運転に引き継がれ、炉心流量は定格値の約6.5％が確保されるものとする。1 ループの１次主循環ポンプの軸固着後の冷却材流量を第 4.3.3.3.4 図に示す。
4）ドップラ係数、燃料密度係数、冷却材密度係数（ナトリウムボイド反応度）及び構造材密度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
5）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）炉心の燃焼状態は、標準平衡炉心の運転サイクル初期とする。
7）照射燃料集合体は炉心燃料集合体に置き換える。ただし、集合体の出力、冷却材流量及び反応度係数は、照射燃料集合体の値を用いる。
8）燃料要素の照射挙動を扱う定常計算と、冷却材流量減少挙動等の過渡挙動を扱
う過渡計算に分けて計算する。定常計算では、燃料要素の熱計算及び変形計算、
各メッシュの出力に応じた FP ガスの生成量の計算や燃料中の FP ガスの保持量
53 条(1)-添付 4-284[1093]

と温度に応じた放出量の計算を行い、炉心の燃焼状態を模擬する。過渡計算では、定常計算の結果を初期条件として各種過渡現象を模擬した計算を行う。
9）ナトリウムボイド反応度が負であるため、本評価事故シーケンスでは、原子炉の出力が十分に低下し、燃料に対する被覆管による拘束力は燃料が溶融する前に喪失し、燃料自身の強度が失われれば崩壊する状態になる。また、燃料内の温度分布が平坦化し、燃料の中心部で溶融が生じる段階では、高温化によって既に強度が低下した燃料は、短時間で崩壊に至ると考えられる。燃料破損時の燃料溶融割合が小さいほど燃料分散による負の反応度効果が抑えられることを考慮し、燃料は溶融開始直後に破損するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.3.5 図及び第 4.3.3.3.6 図に示す。
本評価事故シーケンスにおいては、1 ループの１次主循環ポンプの軸固着によって冷却材流量が減少するため、燃料要素からの除熱が減少し冷却材温度が上昇する。冷却材温度の上昇に伴う密度反応度は負であるため、原子炉出力はゆっくりと低下する。燃料温度は、燃料要素からの除熱の減少でいったん上昇するが、その後、原子炉出力の低下とともに低下する。燃料温度の低下に伴う反応度効果は、正の燃料密度反応度とドップラ反応度であるがいずれも小さい。冷却材温度は、更に上昇を続け出力／流量比が最も大きいチャンネル（第 4.3.3.1.5 図のチャンネル 12）において、燃料上端部で冷却材の沸騰が始まる。沸騰気泡が成長し炉心中心に拡大すると、燃料要素からの除熱は更に減少する。ナトリウムボイド反応度は負であるため、沸騰気泡の拡大は負の反応度効果を持つ。燃料要素からの除熱の減少により被覆管の溶融と移動が始まるが、ナトリウム蒸気流と重力による溶融被覆管の炉心中央から上下への移動は正の反応度効果を持つため、単調に減少していた原子炉出力がわずかに上昇し、これに伴い燃料温度も若干上昇する。炉心全体では、負の冷却材密度反応度及びナトリ
ウムボイド反応度が卓越しているため、全反応度は未臨界の状態が維持される。冷却
材温度の上昇に伴う負の反応度、その後破損した燃料の上下への分散に伴う負の反応度が投入されることで原子炉出力は低下する。時刻約 52.3 秒でチャンネル 12 のラ
ッパ管の温度が融点まで上昇し、ＳＡＳ４Ａの適用限界に達する。その約 50 秒間の起因過程の範囲では、炉心は出力／流量比が大きい 3 チャンネル（炉心燃料集合体数：4）の損傷にとどまる。
起因過程において、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである反応度変化は、事象全体を通じて負にとどまり臨界（0.0$）を超えない。また、炉心損傷の範囲も限定的であり、有意なエネルギー放出はなく、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメー
タである炉心平均燃料温度は、初期値から約 20℃上昇した後に低下し、その後も大きく上昇することはない。なお、内側炉心の軸方向中心領域に一部冷却材密度反応度
及びボイド反応度が正となる領域があるが、その領域の反応度価値はその上下の負となる領域の反応度価値に比べて絶対値は小さく、事象推移に与える影響は極めて小さい。
以上より、起因過程において、有意な正の反応度効果はなく、反応度及び原子炉の53 条(1)-添付 4-285[1094]

出力の上昇がないまま低温状態で推移し、部分的な炉心損傷の状態で後続の遷移過程に移行する。
ⅱ．遷移過程の解析
起因過程の後、ラッパ管の溶融から炉心溶融が全炉心規模に進展する過程を遷移過程と呼び、計算コードＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにより解析する。
a．解析条件ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系を第 4.3.3.3.7 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）起因過程の解析結果を初期状態とし、炉心物質の分布（質量、温度、速度及び圧力）及び原子炉の出力及び反応度をそのまま引き継ぐ。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布を第 4.3.3.3.8 図に示す。
2）起因過程の解析結果を引き継ぐタイミングは、ＳＡＳ４Ａの適用限界であるラッパ管が破損する直前とする。
3）低エンタルピーの液体燃料及び液体スティールについて、固体粒子の混在による流動抵抗の増加効果を考慮する。また、密度がほぼ等しい、液体燃料及び燃料粒子並びに液体スティール及びスティール粒子は、それぞれ同じ速度を持つものとする。ナトリウム、制御材及び蒸気相は、これらと独立の速度場を持つものとする。
4）空間依存動特性における中性子束分布の計算には、3 次元の輸送計算モデルを用いる。また、使用する核データは、核設計に用いられている高速炉用炉定数を 18 群エネルギー構造に縮約した核反応断面積セット（無限希釈断面積及び自己遮蔽因子テーブル）を用いる。
5）原子炉容器内全体を 3 次元直交座標（流体力学メッシュ：21×19×67）でモデ
ル化し、鉛直方向は低圧プレナムからカバーガス領域までを、径方向は内側炉
心から遮へい集合体までをモデル化する。核計算メッシュは、流体力学メッシ
ュの一部の燃料物質が存在する領域を対象とする。
6）炉心下部の高圧プレナム部及び上部プレナム部の側面には、炉心流量を再現するための圧力境界条件を与える。各炉心燃料集合体の入口には、定格時の流量を再現できるようオリフィス圧力損失係数を与える。また、遷移過程開始時には、すでに 1 ループの１次主循環ポンプのポニーモータによる低速運転に移行しているため、定格運転時の 6.5%流量を再現するように入口圧力を設定する。
7）B 型及び C 型照射燃料集合体は、同じ列に装荷されている燃料集合体の平均出力に最も近い炉心燃料集合体に置き換える。
8）炉心からの燃料流出経路としては、LGT 及び径方向の反射体の集合体間ギャップを考慮する。
9）被覆管が溶融した時点又は燃料ペレットが固相線温度に達した時点で燃料ペレットを直ちに破損させ、可動性のある燃料粒子とする。
10）損傷燃料のスエリングは考慮せず製造時密度で沈降するものとする。

53 条(1)-添付 4-286[1095]

b．解析結果
解析結果を第 4.3.3.3.9 図から第 4.3.3.3.11 図に示す。
遷移過程の初期には、大半の燃料集合体は健全状態にある。一方、冷却材による除熱は不十分であり炉心の昇温は続くが、原子炉の出力が低いため、炉心損傷の進展は極めて緩慢なものとなる。また、遷移過程の初期には、損傷集合体が限定されているため、反応度及び原子炉の出力に大きな変化はない。起因過程終了時に損傷していた集合体に隣接する燃料集合体では、損傷炉心物質の接触に伴い、集合体管壁が損傷又は集合体内の冷却材がボイド化する。冷却材がボイド化した燃料集合体では、被覆管が溶融して燃料ペレットが損傷し、損傷した燃料が沈降すると正の反応度が投入され、時刻 70 秒前後に反応度と原子炉の出力の上昇が見られる。損傷領域が狭い間は、反応度の上昇量は大きくないが、ラッパ管の溶融により損傷領域が拡大するとともに燃料の横方向の移動が可能になると反応度変化も徐々に大きくなる。反応度は、変動
しながら徐々に上昇し、特に外側炉心の燃料が内側炉心領域に移動すると鉛直方向の
燃料凝集よりも更に大きな正の反応度が投入される。時刻 75 秒から反応度と原子炉の出力の振幅が大きくなり、時折原子炉の出力が定格値を超える。原子炉の出力上昇
により燃料温度の上昇と溶融スティール量が増加し、炉心物質の可動性が増加し、即発臨界近くまで反応度は上昇するようになる。数回の反応度上昇とパルス状の原子炉の出力上昇を経て燃料集合体が全炉心規模で損傷し、損傷した燃料の炉心下部への凝集により時刻 78.6 秒に初めて反応度が即発臨界（1.0$）を超過する。この時に発生した圧力によって一旦分散した燃料が再度凝集することにより時刻 79.8 秒にも即発
臨界を超過する。2 回目の即発臨界超過の燃料の集中運動によって比較的大きな出力
パルスとエネルギー放出が生じる。評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである
炉心平均燃料温度の最大値は約 4,200℃である。この解析結果を受けて、機械的応答過程において評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである機械的エネルギーを解析する。
この時に発生するスティール蒸気圧により炉心インベントリの約 30%の損傷炉心
物質が炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップに移行して固化する。この結果、反応度は、深い未臨界状態（-600$未満）に低下し、原子炉出力も急速に低下する。その後、再び反応度は、正に回復することはなく、エネルギー放出が生じる可能性はない。なお、炉心領域の下部には、固化した燃料とスティールが堆積しており、短時間で溶融燃料が LGT を通じて炉心領域の下方に流出することはない。炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップ部及び遷移過程
終了時に残留炉心物質において、崩壊熱により発熱を続ける炉心燃料のその後の長期にわたる再配置挙動及び冷却挙動については、再配置・冷却過程において解析する。
ⅲ．再配置・冷却過程の解析
起因過程及び遷移過程を経て事故が核的に収束（反応度が再び正にもどることのない、深い未臨界状態に移行）した後も損傷した炉心燃料の崩壊熱による発熱によって事故は更に進展する。原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置挙動には、崩壊熱による残留炉心物質の溶融と流出挙動に依存して大きな変動幅がある。このため、事象推移に関しては、基本とな
53 条(1)-添付 4-287[1096]

るシナリオを想定した上で、遷移過程における熱エネルギーの放出状況及び残留炉心物質の溶融と炉心領域からの流出挙動（損傷炉心物質の量及び形態）の考え得る変動幅から長時間の再配置挙動を検討し、想定される最終的な再配置場所での損傷炉心物質の量及び形態に基づいて冷却挙動の解析を行う。原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置場所は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じとする。
エネルギー放出が小さい場合には、損傷炉心物質の再配置場所として、下部プレナム底部
及び炉心領域を対象とする。大きなエネルギー放出を伴う場合には、損傷炉心物質の再配置
場所として、上部プレナムの炉心支持台上面（炉心構造物を支持する水平構造物の上面）及び材料照射ラック底部を対象とする。それぞれの場所について、損傷炉心物質による熱的負荷に対する解析を行う。
a．解析条件下部プレナムにおけるデブリベッドの冷却については、１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤで計算し、下部プレナムに形成されるデブリベッドの冷却をデブリベッド熱計算モジュールで解析する。残留炉心物質の冷却については、１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤで計算し、炉心領域における残留炉心物質から周囲構造材への伝熱過程を伝熱計算モデルで計算し、残留炉心物質の再配置場所から周辺の冷却材への熱移行及び原子炉容器内での熱流動挙動をＦＬＵ
ＥＮＴで解析する。また、上部プレナムにおけるデブリベッドの冷却については、堆積状態に応じてデブリベッド熱計算モジュール（炉心支持台上面に堆積した扁平なデブリベッドが対象）及び伝熱計算モデル（材料照射ラック底部に堆積した縦長円柱状のデブリベッドが対象）で解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件
等について、1）から 5）に共通的な解析条件等を、6）から 11）にそれぞれの再配置
場所に対する解析条件等を示す。
1）再配置・冷却過程の初期状態は、遷移過程の解析において核的挙動が収束した
時点の炉心状態から設定する。遷移過程の終状態では、炉心インベントリの約30%の損傷炉心物質が炉心周囲の反射体及び遮へい集合体間のラッパ管間のギャップに移行して固化している。ここでは、炉心領域に残留する損傷炉心物質の量及び下部プレナムへ移行する損傷炉心物質の量が保守的に多くなるように
炉心周囲へ移行する損傷炉心物質の量を炉心インベントリの 30%から 20%に、炉心領域に残留する損傷炉心物質の量を炉心インベントリの 80%とした状態を再配置・冷却過程の初期状態とする。
2）核分裂による発熱は考慮しない。
3）１次主冷却系の循環パスは確保されており、1 ループの１次主循環ポンプのポ
ニーモータ運転と２次主冷却系の自然循環による冷却パスは確保されるものとする。
4）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を基に、燃料の損傷・溶融と高温状態が継続していることを考慮して、希ガス及び揮発性の FP からの崩壊熱を除いた値を用いる。原子炉停止後の経過時間は、遷移過程後の事象進展を考慮してそ53 条(1)-添付 4-288[1097]

れぞれの再配置場所について設定する。
5）炉心領域から下部プレナム又は上部プレナムに移行した溶融炉心物質は、サブ
クール度の高い大量のナトリウムによって効率的に冷却・固化・微粒化して、下部プレナムでは原子炉容器底部に、上部プレナムでは炉心支持台上面（炉心構造物を支持する水平構造物の上面）及び材料照射ラック底部に粒子状のデブ
リベッドとして堆積するものとする。デブリベッドの性状については、炉心物質を用いた試験結果に基づき、デブリ粒子径を 400µm、空隙率を 0.6 とする。
6）遷移過程の終状態の残留炉心物質は、未溶融又は再固化した燃料と溶融スティールの混合物となり、崩壊熱によって徐々に再溶融する。溶融した残留炉心物
質の一部は、LGT を通じて下部プレナムに流出する。炉心領域に残留する損傷
炉心物質の量が炉心インベントリの約 40%を下回ると、崩壊熱と炉心周辺構造への熱損失のバランスによって残留炉心物質の溶融が止まるとともに下部プレ
ナムへの流出も止まる。このため、炉心領域から下部プレナムへ移行する損傷
炉心物質の量は炉心インベントリの 40%とする。
7）本評価事故シーケンスでは、事象の開始から約 80 秒後に炉心領域から溶融炉心物質の一部が径方向反射体及び遮へい集合体のラッパ管間のギャップに移行し、炉心領域での核反応が停止すると遷移過程の終状態となる。ここでは、デブリ
ベッドが形成されるまでの時間を保守的に無視して、下部プレナムのデブリベ
ッドの崩壊熱の起点は事象の発生から約 80 秒後とする。また、下部プレナムのデブリベッド、周囲の冷却材及び原子炉容器壁の初期温度は、それぞれ約 440℃、
約 440℃及び 350℃とする。
8）6）より炉心領域に残留する損傷炉心物質の量は炉心インベントリの 40%とする。
9）炉心領域に残留する燃料の崩壊熱の起点は、7）と同様に事象の発生から約 80秒後とする。また、冷却過程開始時点の炉心条件として、残留炉心物質の温度は最高約 1,930℃、構造材及び冷却材温度について、支持板下方の領域は約350℃、炉心周辺領域を除く支持板上方の領域は約 470℃並びに炉心周辺領域は約 500℃とする。
10）大きなエネルギー放出が生じた場合には、炉心領域全体が短時間で溶融するとともに、圧力上昇により相当量の損傷炉心物質が上部プレナムに放出される。
ここでは、保守的に炉心上部構造による損傷炉心物質の放出の抑制効果を無視
して、上部プレナムに移行する損傷炉心物質の量は炉心インベントリの 100%とする。また、上部プレナムに放出された損傷炉心物質の広がり面積に対する材
料照射ラックの開口面積の比より、炉心インベントリの約 4%の損傷炉心物質が材料照射ラック底部に堆積し、残りは炉心支持台上面に堆積するものとする。
11）機械的応答過程の解析より、上部プレナムに損傷炉心物質が噴き上げられた高さから炉心支持台上面までの高さを終端速度で落下すると保守的に仮定して、上部プレナムのデブリベッドの崩壊熱の起点は、遷移過程における核反応の停止から 10 秒後とする。また、デブリベッドの初期温度は、遷移過程の不確かさの影響評価の解析結果より約 5,130℃の損傷炉心物質が上部プレナムに放出さ53 条(1)-添付 4-289[1098]

れて燃料集合体頂部位置まで沈降した際の損傷炉心物質の温度を保守的に切り上げた 600℃とする。
上記で示した上部プレナムにおけるデブリベッド冷却に係る条件は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に包絡される。このため、上部プレナムにおけるデブリベッド冷却の解析は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
b．解析結果
本評価事故シーケンスで想定される解析条件において、原子炉容器を通過する冷却材の原子炉容器出口温度は、冷却材の流量減少、原子炉出力の変動及び崩壊熱によって変動する。Ｓｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析した原子炉容器出口冷却材温度の変化
を第 4.3.3.3.12 図に示す。原子炉容器出口冷却材温度は約 490℃まで上昇するが、炉心損傷防止措置の評価項目として設定した原子炉冷却材バウンダリ温度 550℃を
超えないことから、冷却材温度の上昇によって原子炉冷却材バウンダリの損傷に至ることはない。
①

下部プレナムにおけるデブリベッド冷却
炉心インベントリの 40%の損傷炉心物質からなるデブリベッドの冷却については、「ⅲ）再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心インベント
リの 70%の損傷炉心物質からなるデブリベッドの場合の結果に対して大きな余裕がある。また、原子炉容器底部に生じる最大応力（１次応力）について、「ⅲ）
再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心インベントリの 70%の損
傷炉心物質からなるデブリベッドの条件における結果は、ＳＵＳ３０４のクリー
プ破断強度と比較して小さい。したがって、炉心インベントリの 40%の損傷炉心物質からなるデブリベッドも原子炉容器内で安定に保持・冷却できる。

②

残留炉心物質の冷却炉心領域に残留した損傷炉心物質の量が炉心インベントリの 40%となる場合
については、「ⅲ）再配置・冷却過程の不確かさの影響評価」における炉心イン
ベントリの 80%の損傷炉心物質が炉心領域に残留した場合の結果に対して余裕がある。このため、残留炉心物質は、再溶融かつ移動することなく炉心領域において固化した状態で安定に冷却できる。また、原子炉容器内の冷却材温度も過大になることはなく、崩壊熱の減衰とともに単調に低下する。したがって、残留炉心物質が原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはない。

ⅳ．機械的応答過程の解析
機械的応答過程では、起因過程又は遷移過程において即発臨界超過の結果大きな熱エネ
ルギー放出がある場合、高温となった炉心物質は、炉心内の圧力に駆動されて上部プレナムへ移動し、ナトリウムとの熱的相互作用を生じる。その結果発生するナトリウム蒸気圧によって上部プレナム内のナトリウムが上方に加速され、回転プラグの下面のカバーガス領域を圧縮し、原子炉冷却材バウンダリ等に対して機械的な負荷を与える。上部プレナム内のナ
トリウムの加速による機械的エネルギーの発生並びに機械的エネルギー発生時の原子炉容器内の圧力上昇に伴う原子炉容器構造応答、回転プラグ及び固定ボルトの応答挙動並びに53 条(1)-添付 4-290[1099]

回転プラグの間隙を通じた格納容器（床上）へのナトリウム噴出挙動の解析を行う。ナトリ
ウム噴出に係る解析結果は、格納容器応答過程の解析に引き渡して、ナトリウムの燃焼等に対する格納容器の応答を解析する。
a．解析条件
高温炉心物質やナトリウムの蒸発・膨張による機械的エネルギーの発生をＳＩＭＭ
ＥＲ－Ⅳで解析する。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。機械的エネルギー発
生時の原子炉容器内の圧力上昇に伴う原子炉容器構造応答をＡＵＴＯＤＹＮで解析する。ＡＵＴＯＤＹＮにおける解析体系は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリ
ップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。機械的エネルギー発生時の回転プラグ
下面の圧力上昇に伴う回転プラグ及び固定ボルトの応答挙動並びに回転プラグの間隙を通じた格納容器（床上）へのナトリウム噴出をＰＬＵＧで解析する。ＰＬＵＧにおける解析体系は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）遷移過程において即発臨界を超過して原子炉の出力の急上昇が起こった直後の、炉心平均燃料温度が最高値に達した時点の炉心状態（炉心物質の質量、温度、速度及び圧力）を機械的応答過程の初期状態とする。熱エネルギーの放出により高温となった炉心物資が蒸発・膨張しつつ炉心から上方に噴出され、ナトリウムを蒸発・膨張させながら機械的エネルギーに変換されるものとする。
2）ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳによる機械的エネルギー発生の解析は、水平方向は炉心中心から原子炉容器の内面まで、鉛直方向は炉心燃料下端部から回転プラグ底板の下端面までを、3 次元直交座標を用いてモデル化する。炉心及びその周辺の初期状態は、遷移過程の解析結果をそのまま接続する。初期の炉心平均燃料温度
及びスティール平均温度は、「i)基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」の結果よりそれぞれ 4,200℃及び 1,700℃とする。
3）炉心部から上部プレナムへと溶融炉心物質が容易に噴出するように、遷移過程
において炉心部の上部構造の流路中に侵入した溶融炉心物質が固化することによって形成される閉塞を無視し、また、原子炉容器内において、機械的エネル
ギーの吸収に寄与する構造の流動に対する抵抗を無視するなど、機械的エネル
ギーの発生が大きくなるような条件とする。
4）ＡＵＴＯＤＹＮによる原子炉容器の構造応答解析は、原子炉容器全体を 2 次元
円筒座標でモデル化する。原子炉容器全体は、上端で支持される構造とし、原子炉容器胴部の変形及び底部の変位を解析する。機械的エネルギー発生の解析で得られた炉心物質の膨張における圧力-体積変化を圧力源として解析する。
5）回転プラグは動かない剛体としてモデル化し、この構造物の変形による機械的エネルギーの吸収効果を無視するなど、原子炉容器への負荷が大きくなるような条件とする。
6）ＰＬＵＧによる解析は、回転プラグ及びその固定ボルトをモデル化する。また、
回転プラグ間隙の垂直部分を環状流路、水平部分を矩形流路としてモデル化す
53 条(1)-添付 4-291[1100]

る。回転プラグの応答及び固定ボルトの変形を駆動するプラグ下面の圧力履歴
は、機械的エネルギー発生の解析で得られた圧力履歴を用い、原子炉容器の変形による圧力緩和効果を無視し、回転プラグへの負荷が大きくなる条件とする。
7）定常の流動方程式を用いて噴出ナトリウムの流量を計算するなど、ナトリウム
噴出量が多くなる条件とする。
b．解析結果①

機械的エネルギーの発生
即発臨界超過による熱エネルギーの放出で高温・高圧となった炉心から溶融燃
料と溶融スティールの混合物が上方に放出され、液体ナトリウムを蒸発させる。
これが圧力源となって、上部プレナムのナトリウムを上方へ加速し、原子炉構造に機械的負荷を与える機械的エネルギーへ変換される。機械的エネルギーの最大値は約 2.6MJ である。なお、圧力源の最大膨張時におけるカバーガス領域の体積は初期の 15％程度である。

②

原子炉容器の構造応答
圧力源の膨張により上部プレナムのナトリウムの上昇速度は、徐々に増大しカ
バーガス領域を圧縮する。この間に生じる機械的負荷は、原子炉容器を水平方向に変形させるものの、原子炉容器に生ずる周方向ひずみの最大値は 0.5％程度であり、許容限界である 10％を超えない。したがって、原子炉容器の健全性が損
なわれることはない。なお、安全容器側面及び底面に作用を及ぼさない。

③

回転プラグ及び固定ボルトの応答並びにナトリウム噴出挙動
炉心上部機構及び小回転プラグは大回転プラグと一体となって変位し、大回転
プラグとの相対変位は生じない。大回転プラグは 80ms 程度の短時間、2 回に分けて最大約 2.4mm 上向きに浮き上がるが、原子炉容器内の圧力が回転プラグの浮上がりに必要な圧力以下に低下すると、支持フランジ上に落下・着座する。各回転プラグの固定ボルトのひずみは最大でも 0.2％程度であり、破断伸びである
15％より十分小さく、固定ボルトの健全性が損なわれることはない。
以上より、機械的負荷により回転プラグは短時間の間、垂直上方向へ変位する
ものの落下・着座し、固定ボルトの健全性は損なわれない。
また、大回転プラグの浮上がりは極短時間であって、その間に一時的に形成される回転プラグ間の間隙を通じてナトリウムが格納容器（床上）へ噴出することはない。

ⅴ．格納容器応答過程の解析
機械的応答過程より、不確かさの影響を考慮したとしても、原子炉容器内から格納容器（床上）へナトリウムが噴出することはないと評価された。このため、格納容器応答
過程の評価は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」
において実施する。
以上ⅰ．からⅴ．より、１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
53 条(1)-添付 4-292[1101]

ⅱ）不確かさの影響評価
ⅰ．起因過程の不確かさの影響評価
起因過程の不確かさの影響について、計算コードに関する不確かさとして、FP ガスの保持量の不確かさを評価する。また、解析条件に関する不確かさのうち、事象進展に有意な影響を与えるものとしては反応度係数と燃料破損条件が挙げられるが、燃料破損
条件は既に十分に保守的な条件であるため、反応度係数の不確かさとして、ナトリウム
ボイド反応度、ドップラ反応度及び燃料の軸伸びの不確かさの影響を評価する。考慮す
る不確かさの幅は、以下のとおり設定する。
1）FP ガスの保持量：燃料ペレット中の FP ガスの保持量は、ＳＡＳ４Ａの定常照射挙動モデルの計算値に対して、負の反応度効果を持つ破損燃料の分散の駆動力となる FP ガス圧力の効果を無視する。
2）ナトリウムボイド反応度：炉心の核設計においては 30%の不確かさを考慮している。ナトリウムボイド反応度は、炉心の極一部の領域を除いておおむね負である。
評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、正の領
域では 1.3 倍に、負の領域では 0.7 倍に設定する。
3）ドップラ反応度：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される不確かさは 30%である。ドップラ反応度係数は負であるが、起因過程のドップラ反
応度は正となるため、評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、1.3 倍に設定する。
4）燃料の軸伸び：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される燃料
密度反応度の不確かさは 30%である。起因過程の事故シーケンスでは燃料は収縮し反応度変化が正となる。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、1.3 倍に設定する。
これらの解析条件等の間には物理的相関はなく、互いに独立であると考えられ、それぞれ保守的に設定した不確かさを重ね合わせることは過度に保守的な想定となる。そこ
で、感度解析においては、保守的な条件の重畳は行わず、「i)基本ケース ⅰ．起因過程の解析」に対してそれぞれの不確かさの影響を評価する。
起因過程に関する感度解析の結果、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである
反応度に関しては、どの不確かさを考慮したとしても、「i)基本ケース

ⅰ．起因過程の解析」と同様に臨界（0.0$）を超えることはない。すなわち、不確かさの影響を考慮したとしても、起因過程は、出力及び燃料温度が低い状態で推移し、部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行する。
ⅱ．遷移過程の不確かさの影響評価
遷移過程の不確かさの影響について、評価項目のうち、「（2） 炉心の著しい損傷に至った場合において、損傷炉心物質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること。
」に影響を及ぼす不確かさは、遷移過程の事象推移の幅広い不確かさの範囲を含める形で再配置・冷却過程の解析を行う。他方、評価項目の「（3） 燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）53 条(1)-添付 4-293[1102]

に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること。
」の具体的な評価項目のうち、「① 原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。」に影響を及ぼす重要なパラメータである即発臨界超過に伴う放出エネルギー及び炉心平均燃料温度の計算において、大きなエネルギー放出を伴う反応度の急速な挿入を引き起こすメカニズムは、溶融燃料の大規模な燃料凝集である。「i)基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」において、このような大規模な燃料凝集が起こったのは、遷移過程の開始後約 60秒で炉心の損傷が広範囲に進展した段階であった。遷移過程の初期条件は、起因過程の解析結果をできるだけ厳密に接続していること、炉心の損傷が広範囲に進展するまでの間の事象推移は極めて緩慢で大きな反応度の変動がないことなどから、ここでは、遷移過程の後期の段階で大規模な燃料移動に影響を及ぼす条件又は解析上の想定における不確かさを考慮する。
ここでは、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」における結果を考慮して、炉心中心への溶融燃料の凝集移動に対する感度解析を行い、その影響を評価する。
本解析は、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにより解析する。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにおける解析体系は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。
制御棒、後備炉停止制御棒及び B 型・C 型照射燃料集合体は、「i)基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」と同様に炉心での同じ列に装荷された集合体の平均出力に最も近い集合体に置き換える。解析における反応度、出力及び炉心平均燃料温度履歴を第 4.3.3.3.13
図から第 4.3.3.3.15 図に示す。2 次元円筒体系では、物質の移動が鉛直・径方向のみに束縛されるため、径方向外側から軸中心に向かう燃料集中が 3 次元解析に比べて強くなる。外側炉心燃料も含めた大規模な炉心中心に向かう燃料凝集が発生することによって反応度が即発臨界を超過し、極めて厳しい熱エネルギーの放出があり、炉心平均燃
料温度の最大値は約 5,130℃である。機械的応答過程の不確かさの影響評価の解析において機械的エネルギーの発生を計算する際には、初期条件の不確かさを考慮してこの解析結果を用いる。
ⅲ．再配置・冷却過程の不確かさの影響評価
再配置・冷却過程の不確かさの影響について、評価項目の「（2） 炉心の著しい損傷に至った場合において、損傷炉心物質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に損傷炉心物質を閉じ込めることができること。」に影響を及ぼす不確かさは、再配置した損傷炉心物質の量の不確かさの影響が最も重要となる。そこで、不確かさ幅を十分に包絡する損傷炉心物質の量をそれぞれの再配置場所に対して設定し、冷却性を評価する。
下部プレナムへの損傷炉心物質の流出量は、流出タイミングに依存する。炉心領域から溶融した残留炉心物質が LGT を通じて下部プレナムに移行しないと想定した場合は、崩壊熱と炉心周辺構造への熱損失のバランスによって炉心領域で溶融し得る燃料の量
は炉心インベントリの約 70%となる。この状態で、溶融した残留炉心物質が LGT を通じて下部プレナムに移行する場合を下部プレナムのデブリベッドの冷却に対する保守的な上限とする。また、残留炉心物質の冷却に対しては、保守的な損傷炉心物質の量とし53 条(1)-添付 4-294[1103]

て、炉心インベントリの 80%（残り 20%は炉心周囲の集合体ラッパ管間ギャップに移行・固化）が炉心領域に残存するものとする。
①

下部プレナムにおけるデブリベッド冷却
原子炉容器底部に形成される初期燃料インベントリが約 70%の炉心物質からなるデブリベッドの冷却をデブリベッド熱計算モジュールで解析する。デブリベッドの性状については、「i)基本ケース ⅲ．再配置・冷却過程の解析」と同じとする。
原子炉容器底部にデブリベッドが形成される時刻は、「i)基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」の終状態における残留炉心物質のうち、初期燃料インベントリの約 70%の炉心物質が再溶融する時刻（事象発生から約 1,200 秒後）とする。
解析結果を第 4.3.3.3.16 図に示す。
デブリベッド最高温度は、事象発生から約 1,800 秒後に約 720℃まで上昇するが、その後は崩壊熱の減衰とともに低下する。ここで、デブリベッドにより高温条件となる原子炉容器底部の鏡板において、原子炉容器の自重、ナトリウム重量及びデブ
リベッド重量により発生する応力は 2.8MPa（1 次応力）であり、ＳＵＳ３０４について 900℃を超える温度条件で得られているクリープ試験結果に対して十分に小さくクリープ破断は発生しない。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、原子炉容器底部に堆積したデブリベッ
ドは周囲の冷却材や構造材による除熱と崩壊熱の低下によって安定に冷却される。
したがって、原子炉容器底部の鏡板がクリープ破損し、炉心溶融物質等が原子炉容器外に流出することはない。なお、デブリベッドの厚み、粒子径、空隙率の設定によって熱容量や等価熱伝導率が変わるため、実験での粒子径や空隙率に係るデータのばらつき、デブリベッドが不均一に堆積した場合の影響を考慮しても、この結論は変わらない。
②

残留炉心物質の冷却炉心領域に残留した損傷炉心物質の量が炉心インベントリの 80%となる場合について、伝熱計算モデルにより残留炉心物質内部の温度変化と残留炉心物質とその周囲の構造物との境界温度が構造物の融点であるとして残留炉心物質から周囲の構造物への熱移行を解析する。また、ＦＬＵＥＮＴを用いて、炉心バレル構造物内の内側及び外側反射体、遮へい集合体及びラッパ管間ギャップ部を流れるナトリウ
ムによる残留炉心物質及びギャップ閉塞部の除熱挙動を解析する。
解析結果を第 4.3.3.3.17 図及び第 4.3.3.3.18 図に示す。
伝熱計算モデルの解析より事象発生から約 580 秒後に燃料が再溶融し始め、残留炉心物質の最高温度は約 2,890℃まで上昇するが、その後は崩壊熱の減衰とともに低下する。残留炉心物質の内部がスティールの蒸気圧が発生する様な高温となることはなく、周囲の冷却材や構造材による除熱と崩壊熱の低下によって長期的に安定に冷却される。
また、ＦＬＵＥＮＴの解析より残留炉心物質の下面温度は、残留炉心物質の形成
後から発熱条件の時間変化に従って上昇し、事象発生から約 3,400 秒後に約 850℃
であり、その後はなだらかに低下する。このとき炉心下部において、集合体ラッパ
53 条(1)-添付 4-295[1104]

管間ギャップのナトリウムは、炉心外側に位置する内側及び外側反射体、遮へい集
合体内部を流れる低温ナトリウムによってラッパ管を介して冷却され、ギャップ部のナトリウムに低温の炉心外側と高温の残留炉心物質周辺との間で循環流が形成される。この循環流によって低温のナトリウムが残留炉心物質の周辺に輸送され、残留炉心物質の下面が冷却される。残留炉心物質側面は、集合体ラッパ管間ギャッ
プと内側反射体内を流れるナトリウムによって冷却される。残留炉心物質側面の最高温度は約 900℃であり、残留炉心物質に接する内側反射体の内部を流れるナトリ
ウムの最高温度は約 720℃である。なお、原子炉容器の最高温度は上部プレナムの上端部で約 490℃であり、原子炉容器近傍の冷却材温度が過大とならず、原子炉冷却材バウンダリである原子炉容器の健全性が損なわれることはない。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、原子炉容器内の冷却材温度が過大になることはなく、崩壊熱の減衰とともに単調に低下し、原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはない。
ⅳ．機械的応答過程の不確かさの影響評価
有効性評価における不確かさについて、評価項目の「（3） 燃料の溶融に伴う即発臨
界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること。
」の具体的な評価項目「② 格納容器（床上）へ噴出するナトリウムの燃焼等に対して、格納容器の健全性が維持できること。
」に対しては、初期条件としての放出熱エネルギ
ーの大きさが最も大きな影響を持つ。このため、遷移過程の不確かさの影響評価の解析
から最も大きな熱エネルギー放出があったケースの結果に基づいて機械的エネルギーを解析する。このケースにおける炉心平均燃料温度及びスティール平均温度の最大値はそれぞれ 5,130℃及び 2,310℃である。
上部プレナム下部の FCI の不確かさの影響も考慮した解析の結果、得られた機械的エネルギーの最大値は約 3.4MJ である。圧力源の最大膨張時におけるカバーガス領域の体積は初期の 8%程度である。原子炉容器の構造応答解析の結果、第 4.3.3.3.19 図に示すように、原子炉容器内圧力上昇に伴う水平方向の機械的負荷は、原子炉容器を水平方向に変形させるものの、原子炉容器に生ずる周方向ひずみの最大値は 0.8％程度であり、許容限界 10％を超えない。すなわち、評価項目である機械的負荷に対する原子炉容器の健全性は確保される。なお、安全容器側面及び底面に作用を及ぼさない。
第 4.3.3.3.20 図に回転プラグの動的応答に関する解析結果を示す。回転プラグは 1秒未満の極短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、原子炉容器内の圧力が回転プラ
グの浮上がりに必要な圧力以下に低下すると、支持フランジ上に落下・着座する。この間、ナトリウムは、回転プラグの間隙に流入するが格納容器（床上）まで到達せず、原子炉容器内から格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は生じない。各回転プラグ固定
ボルトのひずみは、最大で 0.6％であり、破断伸び 15％より十分小さく、固定ボルトの健全性は損なわれない。
以上より、最も大きな不確かさ要因である放出熱エネルギーの不確かさの影響を考慮したとしても、評価項目である機械的負荷に対する原子炉容器の健全性は確保される。
53 条(1)-添付 4-296[1105]

また、機械的負荷により回転プラグは、短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、固定ボルトの健全性は損なわれず、一時的に形成される回転プラグ間の間隙を通じてのナ
トリウムの格納容器（床上）への噴出は生じない。
以上ⅰ．からⅳ．より、１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-297[1106]

第4.3.3.3.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
常設設備

設備
可搬設備

－

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「１次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信及び原子炉スクラム（自動停止）
について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

①制御棒②制御棒駆動系

－

事故発生
の判断

・「１次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信を確認し、発信に失敗している場
合は事故発生と判断する。

－

代替
トリップ信号発信

－

－

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「１次主循環ポンプトリッ
プ」による原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作
及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

①制御棒②制御棒駆動系－

動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

原子炉
自動停止失敗の
判断

原子炉
手動停止

・「１次主循環ポンプトリッ
プ」による後備炉停止系用論
理回路動作に伴う後備炉停止
系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停
止系スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。
・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。
・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

計装設備①原子炉トリップ信号「１次冷却材流量
低」①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「１次冷却材流量低」③核計装（線形出力系）①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「１次冷却材流量低」①代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」①原子炉保護系（スクラム）②代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」③核計装（線形出力系）①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替トリップ信号「１次主循環ポン
プトリップ」③核計装（線形出力
系

－

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-298[1107]

第 4.3.3.3.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備
可搬設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ
低速運転）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がない
ことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバ
ウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス
圧力②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全
施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション
信号「格納容器内
圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」

常設設備

①格納容器
②格納容器バウンダリに属す
る配管・弁

計装設備
①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷
却系冷却材流量、主冷却器出口冷却材温度、２次主冷
却系冷却材流量

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-299[1108]

第4.3.3.3.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（１次主循環ポンプ軸固着）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「１次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スク
ラム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「１次冷却材流量低」による原
子炉トリップ信号発信失敗を確認する。
・「１次主循環ポンプトリップ」
による原子炉スクラム（自動停止）を確認する。
・「１次主循環ポンプトリップ」
による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）を確認す
る。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

自主対策

運転員B、C2・１次主冷却系流量増大

・１次主冷却系流量増大に係る操作を実施する。

第 4.3.3.3.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（１次主循環ポンプ軸固着）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「１次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長

状況判断

・運転操作指揮

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

運転員B、C2

・原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（ポニーモータ低速運転）の運転状況を確認すると
ともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉
カバーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・燃料破損検出系により燃料破損の有無を確認する。
・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

運転員D

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イ
ソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

53 条(1)-添付 4-300[1109]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業

１次主循環ポンプ
軸固着

原子炉
信号発信
「１次冷却材流量低」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

：有効性評価上期待しない措置
（Yes）

原子炉
確認
「１次冷却材流量低」原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

１次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

原子炉
「１次主循環

（Yes）

確認
」

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

後備炉停止系
確認「１次主循環」（後備炉停止系用
論理回路動作）（Yes）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断

（Yes）

（Yes）
炉心の著しい損傷（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風【炉心損傷防止措置】

格納容器破損防止（原子炉冷却材
温度上昇抑制）原子炉冷却材及び原子炉等の
内に放射性物質を閉じ込め、貯留

格納容器（床上）へのナト
リウムの噴出等による原子炉冷却材バウンダリ外への放射性物質の漏えい

格納容器アイソレーション確認＊「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（Yes）

格納容器内閉
じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器
温度・圧力等上昇抑制）（No）
格納容器手動アイソレーション＊：格納容器（床上）へのナトリウムの噴出等により、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.3.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-301[1110]

4 2秒 : 原子炉自動停止（代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止系用論理回路）

1 2秒 : 「１次主循環ポンプトリップ」信号の発信
0秒 : 事象発生（１次主循環ポンプ軸固着）、原子炉トリップ信号発信失敗

第 4.3.3.3.2 図 １次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替トリップ信号及び後備炉停止制御棒による原子炉停止）

53 条(1)-添付 4-302[1111]

第 4.3.3.3.3 図 １次主循環ポンプ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-303[1112]

第 4.3.3.3.4 図 １次主循環ポンプの軸固着時の冷却材流量の推移

第 4.3.3.3.5 図 起因過程における出力及び反応度履歴53 条(1)-添付 4-304[1113]

1060
炉心平均燃料温度1040

炉心平均燃料温度

（℃）

1020
1000
980
960
940
920

900
880
860
0

10

20

30
時間 （s）

40

50

60

第 4.3.3.3.6 図 起因過程における炉心平均燃料温度履歴53 条(1)-添付 4-305[1114]

：制御棒駆動機構下部案内管及び後備炉停止制御棒駆動機構下部案内管：燃料要素の破損が生じている燃料集合体：被覆管の破損が生じている燃料集合体

内側反射体

炉心構成の番号は、起因過程の解析におけるチャンネル番号

33
31
32
BR

22

26
CR

29

9

11

23
32

7
16

27

31

1

8
CR
4
24
28

11
12

18
32

33
21

27
23

25
22

29
26

17

CR

27
30

32
24

20

9
11

26
33

7

3

33

27
18

4

10

22
13

10
6

CMIR

15
21

11

5

28
25

CR

2

19

33
23

15

8

17

25

遮へい集合体

30
27

17

12

外側反射体

32
21

27
24

33

：計算除外セル

y方向セル番号：冷却材のボイド化が生じている燃料集合体

BR
31

33
29

y

CMIRは、第2列の集合体出力平均値に最も近い4番として評価

ｘ方向セル番号「常陽」炉心構成x
ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ解析体系（炉心水平断面図）
炉心構成の紫破線は、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳの解析体系における紫一点破線にて表現（紫一点破線は、第4.3.3.3.8図の鉛直断面取得位置）

第 4.3.3.3.7 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系（遷移過程の解析）

ｚ方向セル番号（解析体系の領域構成）

紫一点破線は、第4.3.3.3.7図の水平断面取得位置z
ｘ方向セル番号x

遮へい集合体内側反射体（初期条件分布の鉛直断面図）

第 4.3.3.3.8 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布53 条(1)-添付 4-306[1115]

2.0

反応度 ($)

0.0

-2.0

-4.0

-6.0

-8.0
50

55

60

65

70

75

80

85

90

時間 (s)

第 4.3.3.3.9 図 遷移過程における反応度履歴

原子炉出力 (定格値に対する割合)

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
50

55

60

65

70

75

80

85

90

時間 (s)

第 4.3.3.3.10 図 遷移過程における出力履歴

53 条(1)-添付 4-307[1116]

6000

炉心平均燃料温度 (℃)

5000
4000
3000
2000
1000
0
50

55

60

65

70

75

80

85

90

時間 (s)

第 4.3.3.3.11 図 遷移過程における炉心平均燃料温度履歴

第 4.3.3.3.12 図 原子炉容器出口冷却材温度履歴

53 条(1)-添付 4-308[1117]

2.0

反応度 ($)

0.0

-2.0

-4.0

-6.0

-8.0
50

55

60

65

70

75

80

85

時間 (s)

第 4.3.3.3.13 図 遷移過程の不確かさの影響評価における反応度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）

原子炉出力 (定格値に対する割合)

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
50

55

60

65

70

75

80

85

時間 (s)

第 4.3.3.3.14 図 遷移過程の不確かさの影響評価における出力履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-309[1118]

6000

炉心平均燃料温度 (℃)

5000
4000
3000
2000
1000
0
50

55

60

65

70

75

80

85

時間 (s)

第 4.3.3.3.15 図 遷移過程の不確かさの影響評価における炉心平均燃料温度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-310[1119]

デブリベッド最高温度（℃）

1000
900
800
700
600
500
400
300
1200

2400
3600
時間（ｓ）

4800

第 4.3.3.3.16 図 デブリベッド最高温度の履歴

残留炉心物質最高温度 （℃）

4000
3500

3000
2500
2000
1500
0

1200

2400 3600
時間 （ｓ）

4800

第 4.3.3.3.17 図 残留炉心物質最高温度の履歴

53 条(1)-添付 4-311[1120]

第 4.3.3.3.18 図 残留炉心物質下面の最高温度の履歴

53 条(1)-添付 4-312[1121]

20

周方向ひずみの最大値：0.8％

径方向変位

(mm)

15

10

5

0

-5
0

50

100

150

時間 (ms)(A) 径方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の径方向変位

10

鉛直方向変位 (mm)

5

0

-5

-10

0

50

100

150

時間 (ms)(A) 鉛直方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の鉛直方向変位
第 4.3.3.3.19 図 径方向及び鉛直方向変位が最大となる箇所における原子炉容器の変位の履歴

53 条(1)-添付 4-313[1122]

6
炉心上部機構5

小回転プラグ

相対変位 (mm)

大回転プラグ
4

3

2

1

0

0

200

400
600
時間 (ms)800

1000

第 4.3.3.3.20 図 回転プラグの動的応答の解析結果

53 条(1)-添付 4-314[1123]

4.3.3.4 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で制御棒の連続的な引抜きが生じ、原子炉の出力が上昇した状態で、「中性子束高（出力領域）」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、制御棒の異常な引抜きによる原子炉出力上昇時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
出力流量比の高い集合体において燃料が破損し、さらに炉心が損傷を開始するまでの時間は数十秒であることから、炉心の著しい損傷を防止する措置として、この時間内に原子炉を停止する措置を講じる。また、炉心の著しい損傷に至った場合に、損傷炉心物質の冷却及び機械的エネルギーの影響緩和のための格納容器破損防止措置を講じる。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、制御棒の異常な引抜きによる原子炉出力の過度な上昇を防止するため、制御棒の連続的な引抜きを阻止する制御棒連続引抜き阻止インターロックを整備するとともに、「原子炉出口冷却材
温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備し、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗を想定し、後備炉停止系を整備するとともに、原子炉保護系（スクラム）の動作失敗を想定し、後備炉停止系用論理回路を整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（制御棒連続引抜き阻止インターロック）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損傷に至ることから、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）
及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）により、損傷炉心物質を冷却すること
で原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に放射性物質等を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。
また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエ
ネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内にナトリウムが噴出する可能性があるた
め、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.4.1 図に示す。本
評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、「中性子束高（出力領域）」の原子炉トリップ信号発信失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置
53 条(1)-添付 4-315[1124]

（ⅰ）炉心損傷防止措置
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．制御棒連続引抜き阻止インターロック及び代替原子炉トリップ信号として「原子炉出口冷却材温度高」を整備することにより「中性子束高（出力領域）」による原
子炉トリップ信号の発信に失敗した場合に、原子炉の出力が過度に上昇することを防止する。
ｂ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。なお、当該操作手順には、手動スクラムボ
タンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御
棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記のａ．～ｃ．
の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。
なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｃ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｄ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及
び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
53 条(1)-添付 4-316[1125]

（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.4.1 表及び第4.3.3.4.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理
回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.4.3 表及び第 4.3.3.4.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）最大の反応度価値を持つ制御棒 1 本が最大速度で引き抜かれるものとし、それによる反応度添加率は 3.0￠／s とする。
5）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
53 条(1)-添付 4-317[1126]

6）制御棒連続引抜き阻止インターロックにより、4 秒で制御棒の連続的な引抜きの停止に成功するものとする。
7）原子炉の自動停止は「原子炉出口冷却材温度高」によるものとし、原子炉トリップ設定値は 464℃、応答時間は 3.4 秒とする。
8）応答時間を長くし、かつ、負の反応度の挿入量を小さくすることにより、炉心温度の上昇を高めに評価するため、原子炉保護系及び主炉停止系には期待しないものとし、後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 1.4%△k/k とする。また、解析では制御棒の挿入速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価
値 90%挿入までの時間を 0.8 秒とする。
9）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
10）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.4.2 図に示す。
制御棒が連続的に引き抜かれることにより、正の反応度が投入され、原子炉出力は
約 1.8 秒で「中性子束高（出力領域）」の設定値である 105％に到達するが、原子炉トリップ信号の発信に失敗し、原子炉出力は引き続き上昇する。その後、制御棒連続引抜き阻止インターロックにより、引抜き開始 4 秒後に引抜きが停止し、正の反応度の投入が止まるとともに、原子炉出力の上昇に伴う燃料温度、被覆管温度及び炉心冷却材温度の上昇による反応度フィードバックにより、原子炉出力は緩やかに変動する。その間、原子炉容器出口冷却材温度は、炉心冷却材温度の上昇から遅れて緩やかに上昇し、時刻約 104 秒で「原子炉出口冷却材温度高」の設定値である 464℃に到達し、代替原子炉トリップ信号が発せられ、時刻約 107 秒で後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入を開始する。また、原子炉スク
ラム信号の発信により、両ループの１次主循環ポンプの主電動機及び２次主循環ポン
プがトリップし、１次主冷却系は１次主循環ポンプのポニーモータ運転に引き継がれ、２次主冷却系は自然循環に移行する。２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後は、原子炉出力が急速に低下し、それに伴い燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度も低下するが、炉心流量と原子炉出力のバランスにより、一度上昇に転じてから再び低下する。原子炉容器出口冷却材温度は、原子炉の自動停止後も緩やかに上昇を続けるが、炉心温度の低下に伴い、それに遅れて緩やかに低下する。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、後備炉停止制御棒の挿入開始時に出現し、それぞれ約 1,970℃、約 570℃及び約 560℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材の最高温度は、代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止から遅れて出現し約 470℃であり、評価項目を満足する。
53 条(1)-添付 4-318[1127]

以上より、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる反応度添加率、反応度係数及び代替原子炉トリップ
信号である「原子炉出口冷却材温度高」の設定値の不確かさに関する感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
反応度添加率は、反応度挿入曲線の傾きが最大となる制御棒位置を想定するとともに制御棒引抜に伴う傾きの減少を無視し、さらに、実効遅発中性子割合の不確かさ等の安全余裕を考慮した 4.2￠／s とする。代替原子炉トリップ信号である「原子炉出口冷却材温度高」の設定値は、設定の誤差範囲+10℃を考慮し、474℃とする。反応度係数の不確かさ幅
は、炉心構成の変動等による幅（炉心支持板温度係数：±20％、炉心支持板温度係数以外：±30％）を考慮し、それぞれ以下のとおり設定する。
ドップラ係数：燃料温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

燃料温度係数：

ドップラ係数と同様に、絶対値が最小の負の値を使用する。

被覆管温度係数：

被覆管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

冷却材温度係数：

冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

ラッパ管温度係数 ：ラッパ管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

炉心支持板温度係数：

原子炉容器入口冷却材温度の上昇に対して、負のフィード
バック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

解析結果を第 4.3.3.4.3 図に示す。
反応度添加率が大きくなり、負の反応度フィードバックが小さくなったことにより、原53 条(1)-添付 4-319[1128]

子炉出力の上昇が「ⅰ）基本ケース」の解析に比べて大きくなった。これにより、炉心温度の上昇が大きくなり、それに伴い原子炉容器出口冷却材温度の上昇も大きくなったが、代替原子炉トリップ信号である「原子炉出口冷却材温度高」の設定値を 10℃高く設定したことにより、設定値への到達は「ⅰ）基本ケース」の解析に比べて約 13 秒遅く、時刻
約 117 秒となった。その結果、燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、「ⅰ）
基本ケース」の解析と比べ、それぞれ約 160℃、約 20℃及び約 20℃高く、約 2,130℃、
約 590℃及び約 580℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と比べ約 10℃高く約 480℃であり、評価項目を満足する。
以上より、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケースⅰ．起因過程の解析
事故の開始から、炉心燃料が溶融し、ラッパ管が溶融するまでの過程を起因過程と呼び、計算コードＳＡＳ４Ａにより解析する。
a．解析条件解析体系は、「4.3.3.1

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）炉心領域の全集合体を 33 のＳＡＳ４Ａチャンネルで代表する。各チャンネル
は、単一の燃料要素とこれに付随する冷却材流路及び構造材で代表する。ＳＡＳ４Ａチャンネルの配置は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号
発信失敗の重畳事故」に同じである。
2）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
3）最大の反応度価値を持つ制御棒 1 本が最大速度で引き抜かれるものとし、それによる反応度添加率は、制御棒引抜き開始から 10 秒までは 3.0￠／ｓ、その後
115 秒で 0 となるように徐々に減少するものとする。反応度添加率を第 4.3.3.
4.4 図に示す。
4）何らかの理由により原子炉トリップ信号の発信に失敗するものとする。
5）ドップラ係数、燃料密度係数、冷却材密度係数（ナトリウムボイド反応度）及び構造材密度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
7）炉心の燃焼状態は、標準平衡炉心の運転サイクル初期とする。
8）照射燃料集合体は炉心燃料集合体に置き換える。ただし、集合体の出力、冷却材流量及び反応度係数は、照射燃料集合体の値を用いる。
53 条(1)-添付 4-320[1129]

9）燃料要素の照射挙動を扱う定常計算と、冷却材流量減少挙動等の過渡挙動を扱
う過渡計算に分けて計算する。定常計算では、燃料要素の熱計算及び変形計算、
各メッシュの出力に応じた核分裂生成物ガスの生成量の計算や燃料中の核分裂生成物ガスの保持量と温度に応じた放出量の計算を行い、炉心の燃焼状態を模擬する。過渡計算では、定常計算の結果を初期条件として各種過渡現象を模擬した計算を行う。
10）炉内試験の結果より本原子炉施設のように高いスミア密度の燃料において、断面溶融割合が 20%程度以下では、燃料破損に至らないことが分かっている。一方、燃料の破損時の溶融割合が小さいほど燃料破損後の燃料分散による負の反応度効果が抑制されることを考慮し、保守的に断面溶融割合 20%で燃料は破損するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.4.5 図及び第 4.3.3.4.6 図に示す。
本評価事故シーケンスにおいては、制御棒の引抜きによる正の反応度投入によって原子炉出力が上昇するため、燃料要素の発熱が増加し冷却材温度が上昇する。また、原子炉出力の上昇により、燃料要素の温度も上昇する。冷却材の温度上昇に伴う負の冷却材密度反応度、燃料温度の上昇に伴う負の燃料密度反応度及びドップラ反応度
は、制御棒の引抜きによる正の反応度に比べて小さく全反応度が負になることはない
ため、原子炉出力は上昇を続ける。燃料温度は更に上昇を続け、燃料の中心部は溶融し、出力と燃焼度がともに高いチャンネル（第 4.3.3.1.5 図のチャンネル 1 と 4）で冷却材は未沸騰のまま燃料が破損に至る。燃料の一部が冷却材流路に放出され、冷却材の流れに運ばれて上部へ分散し、原子炉出力が低下する。その後、被覆管温度の上昇に伴う強度低下によって燃料は崩壊し、多くの燃料が冷却材流路に放出されるが、この燃料の上下への分散に伴う負の反応度効果と被覆管の上下への分散に伴う正の反応度効果とでは、燃料の分散による効果の方が大きく、原子炉出力は低下する。時
刻約 31.6 秒でチャンネル 4 のラッパ管の温度が融点まで上昇し、ＳＡＳ４Ａの適用限界に達する。その約 30 秒間の起因過程の範囲において、炉心は出力と燃焼度がともに高い 2 チャンネル（炉心燃料集合体数：2）の損傷にとどまる。
起因過程において、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである反応度変化は最大でも 0.2$程度であり即発臨界（1.0$）を超えることはない。また、炉心損傷の範囲も限定的であり、有意なエネルギー放出はなく、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである炉心平均燃料温度は、起因過程の初期値の約 1,025℃から最大値の約1,800℃まで上昇した後、原子炉出力の低下に伴い低下する。なお、内側炉心の軸方
向中心領域に一部冷却材密度反応度及びボイド反応度が正となる領域があるが、その領域の反応度価値はその上下の負となる領域の反応度価値に比べて絶対値は小さく、事象推移に与える影響は極めて小さい。
以上より、起因過程においては、制御棒の引抜き以外に有意な正の反応度効果はな
く、反応度及び原子炉出力の上昇は緩慢で、部分的な炉心損傷の状態で後続の遷移過程に移行する。
53 条(1)-添付 4-321[1130]

ⅱ．遷移過程の解析
起因過程の後、ラッパ管の溶融から炉心溶融が全炉心規模に進展する過程を遷移過程と呼び、計算コードＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにより解析する。
a．解析条件ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系を第 4.3.3.4.7 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）起因過程の解析結果を初期状態とし、炉心物質の分布（質量、温度、速度及び圧力）及び原子炉の出力及び反応度をそのまま引き継ぐ。ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布を第 4.3.3.4.8 図に示す。
2）起因過程の解析結果を引き継ぐタイミングは、ＳＡＳ４Ａの適用限界であるラッパ管が破損する直前とする。
3）低エンタルピーの液体燃料及び液体スティールについて、固体粒子の混在による流動抵抗の増加効果を考慮する。また、密度がほぼ等しい、液体燃料及び燃料粒子並びに液体スティール及びスティール粒子は、それぞれ同じ速度を持つものとする。ナトリウム、制御材及び蒸気相は、これらと独立の速度場を持つものとする。
4）空間依存動特性における中性子束分布の計算には、3 次元の輸送計算モデルを用いる。また、使用する核データは、核設計に用いられている高速炉用炉定数を 18 群エネルギー構造に縮約した核反応断面積セット（無限希釈断面積及び自己遮蔽因子テーブル）を用いる。
5）原子炉容器内全体を 3 次元直交座標（流体力学メッシュ：21×19×67）でモデ
ル化し、鉛直方向は低圧プレナムからカバーガス領域までを、径方向は内側炉
心から遮へい集合体までをモデル化する。核計算メッシュは、流体力学メッシ
ュの一部の燃料物質が存在する領域を対象とする。
6）炉心下部の高圧プレナム部及び上部プレナム部の側面には、炉心流量を再現するための圧力境界条件を与える。各炉心燃料集合体の入口には、定格時の流量を再現できるようオリフィス圧力損失係数を与える。
7）B 型及び C 型照射燃料集合体は、同じ列に装荷されている燃料集合体の平均出力に最も近い炉心燃料集合体に置き換える。
8）炉心からの燃料流出経路としては、LGT 及び径方向の反射体の集合体間ギャップを考慮する。
9）被覆管が溶融した時点又は燃料ペレットが固相線温度に達した時点で燃料ペレットを直ちに破損させ、可動性のある燃料粒子とする。
10）損傷燃料のスエリングは考慮せず製造時密度で沈降するものとする。
11）最大の反応度価値を持つ制御棒 1 本が最大速度で引き抜かれるものとし、それによる反応度添加率は、制御棒引抜き開始から 10 秒までは 3.0￠／ｓ、その後
115 秒で 0 となるように徐々に減少するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.4.9 図から第 4.3.3.4.11 図に示す。
53 条(1)-添付 4-322[1131]

遷移過程の初期には、大半の燃料集合体は健全状態にある。一方、制御棒の引抜きによる反応度の投入と損傷集合体において燃料が炉心下部へ凝集するため炉心の損
傷領域の拡大は続くが、原子炉出力が低く健全集合体では定格時の冷却材流量がある
ため、炉心損傷の進展は極めて緩慢なものとなる。炉心での冷却材流量は、定格値の100%であるものの、遷移過程開始から 20 秒まで（事象開始から 50 秒）に炉心燃料集
合体の約 40%が破損する。その後、反応度と原子炉出力は低下し、炉心燃料の損傷が緩慢となる。炉心下部には再固化した燃料及びスティールによって閉塞が形成されてはいるが、ナトリウムは閉塞が不完全な部分から炉心へと流入する。流入するナトリ
ウムが炉心下部の高温の損傷炉心物質と接触することで生じる蒸気圧によって炉心物質が分散され、炉心下部への大規模な堆積を妨げる。事象開始から約 60 秒に反応度が即発臨界を超過しているが、その場合でも大きなエネルギー放出に至ることはな
いが、出力の高い燃料集合体を中心に炉心の約 60%が損傷するに至る。約 70 秒の時
点で炉心下部に損傷燃料が堆積しつつある。この燃料の堆積により約 70 秒で再び反応度が即発臨界を超過する。再度発生するナトリウム及びスティール蒸気圧によって燃料が炉心から流出し、その総計は約 30%である。この結果反応度は-30$を下回り、核的な事象推移は終息する。このときの炉心平均燃料温度の最大値は約 2,820℃である。
本評価事故シーケンスの遷移過程の事象推移においても反応度が即発臨界を超えているが、いずれも「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に比べて大きなエネルギー放出を伴うものではない。その理由は、炉心冷却材流量が残っているために炉心損傷の進展が緩慢であること、損傷した集合体の炉心下部で冷却材蒸気圧力が頻繁に発生することで炉心物質を分散させるため、炉心下部での損傷燃料の堆積を妨げられるためである。
ⅲ．再配置・冷却過程の解析
本評価事故シーケンスでは、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失
敗の重畳事故」よりも多くの１次冷却材流量が確保されることから、再配置・冷却過程の評価は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」の評
価に包絡される。このため、再配置・冷却過程の評価は、「4.3.3.1

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
ⅳ．機械的応答過程及び格納容器応答過程の解析
本評価事故シーケンスで放出される熱エネルギーを代表するパラメータである炉心
平均燃料温度の最大値は遷移過程解析において約 2,820℃であり、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」の解析結果を下回り、機械的エネル
ギーの発生も同解析結果に包絡される。このため、機械的応答過程及び格納容器応答過程に係る措置の有効性の評価は、「4.3.3.1

外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発

信失敗の重畳事故」において実施する。
以上ⅰ．からⅳ．より、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信
失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
53 条(1)-添付 4-323[1132]

ⅱ）不確かさの影響評価
ⅰ．起因過程の不確かさの影響評価
起因過程の不確かさの影響について、計算コードのモデルに関する不確かさとして、FP ガスの保持量の不確かさの影響を評価する。また、解析条件に関する不確かさのうち、事象進展に有意な影響を与えるものとしては反応度係数と燃料破損条件が挙げられるが、燃料破損条件は既に十分に保守的な条件であるため、反応度係数の不確かさとして、制御棒の引抜
き反応度、ナトリウムボイド反応度、ドップラ反応度、燃料の軸伸び及び燃料破損条件の不確かさの影響を評価する。考慮する不確かさの幅は以下のとおり設定する。
1）FP ガスの保持量：燃料ペレット中の FP ガスの保持量は、ＳＡＳ４Ａの定常照射挙動モデルの計算値に対して、負の反応度効果を持つ破損燃料の分散の駆動力となる FP ガスの圧力の効果を無視する。
2）制御棒の引抜き反応度：反応度挿入曲線の傾きが最大となる制御棒位置を想定するとともに制御棒引抜に伴う傾きの減少を無視し、さらに、実効遅発中性子割合の不確かさ等の安全余裕を考慮して、反応度添加率を約 4.2￠／s で一定とする。
3）ナトリウムボイド反応度：炉心の核設計においては 30%の不確かさを考慮している。
ナトリウムボイド反応度は炉心の極一部の領域を除いておおむね負である。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、正の領域では 1.3 倍に、負の領域では 0.7 倍に設定する。
4）ドップラ反応度：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される不確かさは 30%である。ドップラ反応度係数は負で、起因過程のドップラ反応度は負となる
ため、評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、0.7 倍に設定する。
5）燃料の軸伸び：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される燃料密度
反応度の不確かさは 30%である。起因過程の事故シーケンスでは燃料は膨張し反応度変化が負となる。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算する
ため、0.7 倍に設定する。
6）燃料破損条件：基本ケースでは 20%断面溶融割合で破損判定を行っていたが、負の反応度効果を有する破損燃料の移動を抑制するとともに、損傷領域の拡大のために燃料溶融開始直後に破損するように設定する。また、それとは別に、負の反応度投入自体を遅らせるため、50%断面溶融割合の条件で破損するように設定する。
これらの解析条件等の間には物理的相関はなく、互いに独立であると考えられ、それぞれ保守的に設定した不確かさを重ね合わせることは過度に保守的な想定となる。そこで、感度解析においては保守的な条件の重畳は行わず、「ⅰ）基本ケース ⅰ．起因過程の解析」に対してそれぞれの不確かさの影響を評価する。
起因過程に関する感度解析の結果、評価項目に関わる重要なパラメータである反応度変
化に最も大きな影響を与える不確かさは、制御棒の引抜き反応度の不確かさである。反応度
変化は、「ⅰ）基本ケース ⅰ．起因過程の解析」の最大約 0.2$に対して、制御棒の引抜き
反応度の不確かさを考慮したケースでも最大約 0.3$と大きな差はなく即発臨界（1.0$）を超えることはない。すなわち、不確かさの影響を考慮したとしても、起因過程は、反応度及53 条(1)-添付 4-324[1133]

び出力の上昇は緩慢であり、その結果、部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行する。
ⅱ．遷移過程の不確かさの影響評価
遷移過程の不確かさの影響について、評価項目の「（3）燃料の溶融に伴う即発臨界超過
により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部からナトリウムが格納容器（床上）に噴出する可能性がある場合において、格納容器の破損を防止できること。」の具体的な評
価項目のうち、「①原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持できること。」に影響を及ぼす
パラメータである即発臨界超過に伴う放出エネルギー及び炉心平均燃料温度の計算において、大きなエネルギー放出を伴う反応度の急速な挿入を引き起こすメカニズムは、溶融燃料の大規模な燃料凝集である。「ⅰ）基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」において、このような大規模な燃料凝集が起こったのは、遷移過程開始後約 40 秒で、燃料溶融が炉心の広範囲に進展した段階であった。遷移過程の初期条件は、起因過程の解析結果をできるだけ厳密に接続していること、燃料溶融が進展するまでの間の事象推移は極めて緩慢で大きな反応度の変動がないことなどから、ここでは、遷移過程の後期の段階で大規模な燃料移動に影響を及ぼす条件又は解析上の想定における不確かさを考慮する。
遷移過程において、炉心平均燃料温度の上昇が起こる原因は大規模な燃料凝集の発生によるものである。この燃料凝集を駆動する要因は、局所的な蒸気圧等の発生であるが、本評
価事故シーケンスにおいては、定格時流量が維持されていることから、破損した燃料集合体、LGT、反射体及び炉心上下端から炉心へとナトリウムが流入しやすい。このため、本評価事
故シーケンスの遷移過程では、炉心でナトリウム蒸気圧が頻繁に発生することとなり、FCIの効果を保守側に考慮すると燃料分散と燃料凝集の双方を促進することとなり、「4.3.3.1
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に比べてその明確な影響は現れない。このため、本評価事故シーケンスにおける遷移過程の不確かさの影響評価は、起因過程の解析を引き継いで、燃料凝集に伴う正の反応度添加とエネルギーの放出を最大限に考慮した解析を実施する。
以上を踏まえて、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」の場合と同様に、ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲにより解析する。解析体系は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に同じである。
LGT、B 型及び C 型照射燃料集合体は、「ⅰ）基本ケース ⅱ．遷移過程の解析」と同様に炉心での同じ列に装荷された集合体の平均出力に最も近い集合体に置き換える。設計に準じて、集合体下部の冷却材入口側に設定するオリフィス係数とともに定格時流量を再現するように冷却材出入口を圧力境界条件として設定する。
解析結果を第 4.3.3.4.12 図から第 4.3.3.4.14 図に示す。炉心中心に向かう燃料凝集が発生することによって反応度が即発臨界を超過するが、炉心平均燃料温度の最大値は約4,300℃となる。本評価事故シーケンスでは、定格時の 1 次冷却材流量が確保され、燃料凝集が生じる時の炉心損傷領域が「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に比べて小さくなり、燃料凝集が制限されることから、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に比べて炉心平均燃料温度の最大値が低くなる。
起因過程及び遷移過程の解析から、本評価事故シーケンスで発生する熱エネルギーを代表する
53 条(1)-添付 4-325[1134]

炉心平均燃料温度の最大値は、不確かさを考慮しても約 4,300℃以下である。これは「4.3.3.1
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」の値を下回る。このため、発生する
機械的エネルギー、原子炉容器の構造応答、回転プラグ及び固定ボルトの応答並びにナトリウム
噴出量は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」の解析結果に包絡される。すなわち、発生する機械的エネルギーが評価項目である原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはないこと及び噴出ナトリウムの燃焼等により格納容器の健全性が損なわれないことが示されていることから、本評価事故シーケンスにおいても評価項目である
原子炉冷却材バウンダリの健全性及び格納容器の健全性が問題となることはない。また、熱的影
響についても「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に比べて、多くの 1 次冷却材流量が確保されることから、原子炉容器内で再配置した損傷炉心物質の冷却も容易であり、評価項目である原子炉冷却材バウンダリの健全性に影響を及ぼすことはない。
以上より、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において不確かさの影響を考慮しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-326[1135]

第4.3.3.4.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

事故発生
の判断

・「中性子束高（出力領域）」
による原子炉トリップ信号発
信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。
・「中性子束高（出力領域）」
による原子炉トリップ信号発信を確認し、発信に失敗している場合は事故発生と判断する。

代替
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

原子炉
自動停止失敗の
判断

原子炉
手動停止

・「原子炉出口冷却材温度高」
による後備炉停止系用論理回
路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停止系
スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。
・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。
・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

常設設備

設備
可搬設備

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系

－

－

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系－

計装設備①原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」③核計装（線形出力系）①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」①代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」①原子炉保護系（スクラム）②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力
系）

－

－

－

①制御棒
②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-327[1136]

第 4.3.3.4.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備
可搬設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は自然通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－①原子炉出入口冷却材
温度、１次主冷却系
冷却材流量、主冷却
器出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材
流量

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバ
ウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス圧
力②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全
施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション信号「格納容器内圧力
高」、「格納容器内
温度高」、「格納容器内床上線量率高」

常設設備

①格納容器
②格納容器バウンダリに属す
る配管・弁

計装設備

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-328[1137]

第4.3.3.4.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（制御棒の異常な引抜き）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「中性子束高（出力領域）」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・制御棒連続引抜き阻止インターロック動作確認・代替トリップ信号発信及び原子炉スクラ
ム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「中性子束高（出力領域）」による原子炉トリップ信号発信失敗を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による原子炉スクラム（自動停止）
を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉
スクラム（自動停止）を確認する。

第 4.3.3.4.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（制御棒の異常な引抜き）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「中性子束高（出力領域）」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長

状況判断

運転員A

運転員B、C

運転員D

・運転操作指揮・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

2

・原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は
自然通風）に異常等がないことを
確認する。

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カ
バーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・燃料破損検出系により燃料破損の有無を確認する。
・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

1

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イ
ソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

53 条(1)-添付 4-329[1138]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業

制御棒の異常な引抜き：有効性評価上期待しない措置

原子炉ﾄﾘｯﾌﾟ信号発信「中性子束高（出力領域）」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

（Yes）

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「中性子束高（出力領域）」

原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故
制御棒連続引抜き阻止
インターロックの動作（Yes）

後備炉停止系ｽｸﾗﾑ確認「原子炉出口冷却材温度高」（後備炉停止系用
論理回路動作）炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断

（Yes）

（Yes）
炉心の著しい損傷（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：強制循環又は自然循環
・ 主冷却機：強制通風又は自然通風【炉心損傷防止措置】

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：強制循環又は自然循環
・ 主冷却機：強制通風又は自然通風

格納容器破損防止（原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度上昇抑制）

原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ及び原子炉ｶﾊﾞｰｶﾞｽ等のﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ内に放射性物質を閉じ込め、貯留

格納容器（床上）へのナト
リウムの噴出等による原子炉冷却材バウンダリ外への放射性物質の漏えい

格納容器アイソレーション確認＊「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（Yes）

格納容器内閉
じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温
度・圧力等上昇抑制）（No）
格納容器手動アイソレーション＊：格納容器（床上）へのナトリウムの噴出等により、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.4.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順

53 条(1)-添付 4-330[1139]

4秒：制御棒の引抜き停止

107秒：原子炉自動停止（代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止系用論理回路）

104秒：「原子炉出口冷却材温度高」信号の発信
0秒：事象発生（制御棒の異常な引抜き）、「中性子束高（出力領域）」
信号の発信失敗

第 4.3.3.4.2 図 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：制御棒連続引抜き阻止インターロック
及び後備炉停止制御棒による原子炉停止）

53 条(1)-添付 4-331[1140]

第 4.3.3.4.3 図 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-332[1141]

2.50
制御棒引抜きによる反応度3￠/s（参考）

反応度

（$）

2.00

1.50

1.00

0.50

0.00
0

20

40

60

80

100

120

時間 （s）

第 4.3.3.4.4 図 制御棒の引抜きにより投入される反応度1.00

反応度 （$）

0.80

350

0.60

300

0.40

250

0.20

200

0.00

150

-0.20

100

-0.40

50

-0.60

原子炉出力（定格値に対する割合）（％）

400
全反応度
制御棒引抜きによる反応度
原子炉出力

0
0

5

10

15
20
時間 （s）

25

30

35

第 4.3.3.4.5 図 起因過程における出力及び反応度履歴53 条(1)-添付 4-333[1142]

2000
炉心平均燃料温度

炉心平均燃料温度

（℃）

1800

1600

1400

1200

1000

800
0

5

10

15
時間

20
（s）

25

30

35

第 4.3.3.4.6 図 起因過程における炉心平均燃料温度

53 条(1)-添付 4-334[1143]

第 4.3.3.4.7 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける解析体系（遷移過程の解析）

第 4.3.3.4.8 図 ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳにおける初期物質分布53 条(1)-添付 4-335[1144]

2.0

反応度 ($)

0.0

-2.0

-4.0

-6.0

-8.0
30

40

50

60

70

80

90

時間 (s)
第 4.3.3.4.9 図 遷移過程における反応度履歴

原子炉出力 (定格値に対する割合)

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
30

40

50

60

70

80

90

時間 (s)
第 4.3.3.4.10 図 遷移過程における出力履歴

53 条(1)-添付 4-336[1145]

6000

炉心平均燃料温度 (℃)

5000
4000
3000
2000
1000
0
30

40

50

60

70

80

90

時間 (s)

第 4.3.3.4.11 図 遷移過程における炉心平均燃料温度履歴53 条(1)-添付 4-337[1146]

2.00.0

反応度 ($)

-2.0
-4.0
-6.0
-8.0
-10.0
-12.0
30

35

40

45

50

時間 (s)

第 4.3.3.4.12 図 遷移過程の不確かさの影響評価における反応度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）

原子炉出力 (定格値に対する割合)

1.0E+5
1.0E+4
1.0E+3
1.0E+2
1.0E+1
1.0E+01.0E-1
1.0E-2
30

35

40

45

50

時間 (s)

第 4.3.3.4.13 図 遷移過程の不確かさの影響評価における出力履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-338[1147]

4500

炉心平均燃料温度 (℃)

4000
3500
3000
2500
2000
1500
1000
30

35

40

45

50

時間 (s)

第 4.3.3.4.14 図 遷移過程の不確かさの影響評価における炉心平均燃料温度履歴（燃料スロッシングを最大限考慮した場合）53 条(1)-添付 4-339[1148]

4.3.3.5 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事
故（１）事故の原因及び説明
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で制御棒の連続的な引抜きが生じ、原子炉の出力が上昇した状態で、「中性子束高（出力領域）」による原子炉トリップ信号の発信に成功するものの、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、制御棒の異常な引抜きによる原子炉出力上昇時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
出力流量比の高い集合体において燃料が破損し、さらに炉心が損傷を開始するまでの時間は数十秒であることから、炉心の著しい損傷を防止する措置として、この時間内に原子炉を停止する措置を講じる。また、炉心の著しい損傷に至った場合に、損傷炉心物質の冷却及び機械的エネルギーの影響緩和が必要であることから、通常運転状態及び自動作動による格納容器
破損防止措置を講じる。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、制御棒の異常な引抜きによる原子炉出力の過度な上昇を防止するため、制御棒の連続的な引抜きを阻止する制御棒連続引抜き阻止インターロックを整備するとともに、代替安全保護回路として、後備炉停止系用論理回路を整備し、当該回路の動作により後備炉停止制御棒を急速挿入することで、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、原子炉トリップ信号発信失敗を想定し、「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、
炉心損傷防止措置（制御棒連続引抜き阻止インターロック）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損傷に至ることから、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）
及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）により、損傷炉心物質を冷却すること
で原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に放射性物質等を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。
また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエ
ネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内にナトリウムが噴出する可能性があるた
め、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.5.1 図に示す。
53 条(1)-添付 4-340[1149]

本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行
は、原子炉保護系（スクラム）動作失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．制御棒連続引抜き阻止インターロック及び代替原子炉トリップ信号として、「原
子炉出口冷却材温度高」を整備することにより「中性子束高（出力領域）」による
原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合に、原子炉の出力が過度に上昇することを防止する。
ｂ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方 法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記のａ．～ｃ．の措
置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｃ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｄ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及53 条(1)-添付 4-341[1150]

び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.5.1 表及び第4.3.3.5.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理
回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第4.3.3.5.3 表及び第 4.3.3.5.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び炉心損傷防止措置は「4.3.3.4

出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評価は「4.3.3.4 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ
信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）
動作失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び格納容器破損防止措置は「4.3.3.4 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評価は「4.3.3.4 出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉トリ
ップ信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
53 条(1)-添付 4-342[1151]

上記の評価結果から、出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）
動作失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物
質等の放出は防止される。

第4.3.3.5.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作

設備

手順

常設設備

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「中性子束高（出力領域）」
による原子炉トリップ信号発
信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

事故発生の判断・「中性子束高（出力領域）」
による原子炉保護系（スクラム）動作を確認し、動作に失敗している場合は事故発生と
判断する。

－

①制御棒
②制御棒駆動系

可搬設備

計装設備

－

①原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」③核計装（線形出力系）－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「中性子束高（出力領域）」

後備炉
停止系（自動停止）
スクラム確認・「原子炉出口冷却材温度高」
による後備炉停止系用論理回
路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停止系
スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）

原子炉
自動停止失敗の判断

・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。

－

－

－

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-343[1152]

第 4.3.3.5.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備
可搬設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は自然通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－①原子炉出入口冷却材
温度、１次主冷却系
冷却材流量、主冷却
器出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材
流量

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバ
ウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス圧
力②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全
施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション信号「格納容器内圧力
高」、「格納容器内
温度高」、「格納容器内床上線量率高」

常設設備

①格納容器
②格納容器バウンダリに属す
る配管・弁

計装設備

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-344[1153]

第4.3.3.5.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽事象発生（制御棒の異常な引抜き）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・制御棒連続引抜き阻止インターロック動作確認・代替トリップ信号発信及び原子炉スクラ
ム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「中性子束高（出力領域）」による原子炉保護系（スクラム）動
作失敗を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による原子炉スクラム（自動停止）
を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉
スクラム（自動停止）を確認する。
・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。
・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

第 4.3.3.5.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽事象発生（制御棒の異常な引抜き）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長
状況判断

・運転操作指揮

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

運転員B、C2

・原子炉容器内冷却確認

運転員D

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カ
バーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。
・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は
自然通風）に異常等がないことを確認する。
・燃料破損検出系により燃料破損の有無を確認する。
・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーション確認

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イ
ソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

53 条(1)-添付 4-345[1154]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業

制御棒の異常な引抜き：有効性評価上期待しない措置

原子炉ﾄﾘｯﾌﾟ信号発信「中性子束高（出力領域）」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「中性子束高（出力領域）」（Yes）

原子炉自動停止（No）

低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

出力運転中の制御棒の異常な引抜き及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故
制御棒連続引抜き阻止
インターロックの動作（Yes）

後備炉停止系ｽｸﾗﾑ確認「原子炉出口冷却材温度高」（後備炉停止系用
論理回路動作）炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断炉心の著しい損傷

（Yes）

（Yes）

（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：強制循環又は自然循環
・ 主冷却機：強制通風又は自然通風【炉心損傷防止措置】

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：強制循環又は自然循環
・ 主冷却機：強制通風又は自然通風

格納容器破損防止（原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度上昇抑制）

原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ及び原子炉ｶﾊﾞｰｶﾞｽ等のﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ内に放射性物質を閉じ込め、貯留

格納容器（床上）へのナト
リウムの噴出等による原子炉冷却材バウンダリ外への放射性物質の漏えい

格納容器アイソレーション確認＊「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（Yes）

格納容器内閉
じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温
度・圧力等上昇抑制）（No）
格納容器手動アイソレーション＊：格納容器（床上）へのナトリウムの噴出等により、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.5.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-346[1155]

4.3.3.6 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で２次系の冷却材流量が減少した後、「２次冷却材流量低」による原子炉ト
リップ信号の発信に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、２次冷却材流量減
少時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
原子炉の停止機能を喪失することから、短時間で炉心の著しい損傷に至る可能性があるた
め、炉心の著しい損傷を防止する措置として、短時間で原子炉を停止する措置を講じる。また、
炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、「原子炉出口冷却材
温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備し、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗を想定し、後備炉停止系を整備するとともに、原子炉保護系（スクラム）の動作失敗を想定し、後備炉停止系用論理回路を整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（代替原子炉トリップ信号による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合でも、第4.3.3.6.4 図に示すとおり、炉心及び冷却系の物理的特性により、炉心の著しい損傷が防止される。
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措
置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.6.1 図に示す。本評価事故シーケ
ンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、「２次冷却材流量低」の原子炉トリップ信号発信失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．
「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備することにより、「２次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｂ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
53 条(1)-添付 4-347[1156]

ｃ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記のａ．～ｃ．の措
置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における定格運転（１次主循環ポンプの主電動機を使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．負の反応度係数などの固有の物理メカニズムによる原子炉の出力の低減を可能とする。
ｃ．以上に加えて、制御棒駆動機構の軸の直接回転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる措置を整備する。なお、本措置は、上記のａ．～ｂ．の措置による格納容器破損防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。また、炉心損傷防止措置における原子炉手動停止操作によっても、制御棒が挿入できなかった場合において、原子炉が高温で安定静定している場合に実施する。
（ⅲ）その他
ａ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措
置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.6.1 表及び第 4.3.3.6.2 表に示す。
これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、
後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.6.3 表及び第 4.3.3.6.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置
53 条(1)-添付 4-348[1157]

に必要な要員は 2 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）2 ループの２次主循環ポンプの主電動機が同時に停止し、2 ループの１次主循環
ポンプの主電動機は運転を継続するものとする。
5）２次主循環ポンプの主電動機の停止によるインターロックにより、主冷却機の主送風機は同時に停止し、自然通風により除熱されるものとする。
6）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
7）原子炉の自動停止は「原子炉出口冷却材温度高」によるものとし、原子炉トリップ設定値は 464℃、応答時間は 3.4 秒とする。
8）応答時間を長くし、かつ、負の反応度の挿入量を小さくすることにより、炉心温度の上昇を高めに評価するため、原子炉保護系及び主炉停止系には期待しないものとし、後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 1.4%△k/k とする。また、解析では制御棒の挿入速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価
値 90%挿入までの時間を 0.8 秒とする。
9）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
10）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.6.2 図に示す。
1 ループの２次主循環ポンプがトリップすると、相互インターロックによりほぼ同時に他の 1 ループの２次主循環ポンプもトリップし、両ループの２次冷却材流量が低下し、約 1.6 秒で「２次冷却材流量低」の設定値である定格流量の約 80％に到達
53 条(1)-添付 4-349[1158]

するが、原子炉トリップ信号の発信に失敗する。２次主冷却系は自然循環に移行し、また、２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。
２次冷却材流量の低下により、主中間熱交換器の除熱量が減少するため、１次主冷却系のコールドレグの温度が上昇する。その結果、炉心支持板の膨張による炉心形状の変化で中性子の漏れが増加するため、負の反応度が投入され原子炉出力が低下し、それに伴い燃料温度も低下する。原子炉出力は低下するものの、その間に１次主冷却系のコールドレグの温度が上昇しているため、被覆管温度及び冷却材温度、更には原子炉容器出口冷却材温度が上昇し、時刻約 121 秒に「原子炉出口冷却材温度高」の設定値である 464℃に到達し、代替原子炉トリップ信号が発せられ、時刻約 124 秒で後備
炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入を開始する。原子炉スクラム信号の発信により、両ループの１次主循環ポンプの主電動機がトリップし、１次主循環ポンプのポニーモータ運転に引き継がれる。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止以前に出現し、両者ともに約 550℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は、代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止に遅れて出現し、それぞれ約 480℃及び約 450℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる反応度係数の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。反応度係数の不確かさ幅は、炉心構成の変動等による幅（炉心支持板温度係数：±20％、炉心支持板温度係数以外：±30％）を考慮し、それぞれ以下のとおり設定する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。

53 条(1)-添付 4-350[1159]

ドップラ係数：

燃料温度の低下に対して、正のフィードバック効果が最大となるよう絶対値が最大の負の値を使用する。

燃料温度係数：

ドップラ係数と同様に、絶対値が最大の負の値を使用する。

被覆管温度係数：

被覆管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

冷却材温度係数：

冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

ラッパ管温度係数 ：ラッパ管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

炉心支持板温度係数：

原子炉容器入口冷却材温度の上昇に対して、負のフィード
バック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

解析結果を第 4.3.3.6.3 図に示す。
代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止までに、主に炉心支持板の膨張による負のフィードバック反応度が小さくなったことにより、原子炉出力の低下が「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ小さくなった。その結果、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、「ⅰ）
基本ケース」の解析と比べ、それぞれ約 20℃及び約 10℃高く、約 570℃及び約 560℃であり、評価項目を満足する。燃料最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と比べ約 10℃高く約 490℃、原子炉容器入口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析とほとんど変わらず約 450℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケース
本評価事故シーケンスにおいては、1 次冷却材流量が維持されているため炉心の燃料及び冷却材の温度変化が緩慢であるとともに、負の反応度フィードバックが大きく、炉心の発熱と冷却とがバランスし温度が高温にならないまま静定すると考えられる。このため、本評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するための評価項目は、「4.3.2.6 有効性を評価するための評価項目の設定」に示す「（1）負の反応度フィードバッ
クが卓越し、炉心の発熱と冷却とがバランスし静定する事象において、炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり、かつ、炉心を十分に冷却できるものであること。」である。
a．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、
ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期53 条(1)-添付 4-351[1160]

値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2/℃とする。
3）2 ループの２次主循環ポンプの主電動機が同時に停止し、2 ループの１次主循環ポンプの主電動機は運転を継続するものとする。
4）２次主循環ポンプの主電動機の停止によるインターロックにより、主冷却機の主送風機は同時に停止し、自然通風により除熱されるものとする。
5）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.6.4 図に示す。
１ループの２次主循環ポンプがトリップすると、相互インターロックによりほぼ同時に他の１ループの２次主循環ポンプもトリップし、両ループの２次冷却材流量が低下し、
約 1.6 秒で「２次冷却材流量低」の設定値である定格流量の約 80％に到達するが、原子炉トリップ信号の発信に失敗すると仮定する。２次主冷却系は自然循環に移行し、また、
２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。２次冷却材流量の低下により、主中間熱交換器の除熱量が低下するため、１次主冷却系のコールドレグの温度（原子炉容器入口冷却材温度）が上昇する。その結果、炉心支持板の熱膨張等による負の反応度フィードバックが印加され原子炉出力は低下し、それに伴い燃料温度も低下する。原子炉出力は低下するものの、原子炉容器入口冷却材温度が上昇しているため、被覆管温度、冷却材温度及び原子炉容器出口冷却材温度が上昇し、事象発生後約 121 秒
で「原子炉出口冷却材温度高」の代替原子炉トリップ信号の設定値である 464℃に到達す
るが、ここでは、代替原子炉トリップ信号の発信にも失敗すると仮定する。
この場合、引き続き、原子炉容器入口冷却材温度が上昇するため、炉心支持板の熱膨張等による負の反応度フィードバックが印加され、原子炉出力はさらに低下し、原子炉容器
入口冷却材温度の上昇よりも原子炉出力の低下の寄与が大きくなることにより、燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度は低下する。その後、原子炉出力と原子炉容器入口冷却材
温度が平衡状態となり、炉心温度及び原子炉容器出入口冷却材温度は安定に推移する。
原子炉出力は初期値から上昇せず低下し、燃料最高温度も、初期値から上昇せず約
1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、両者ともに約 550℃であり、評価項目を満足し、その後長時間にわたって安定な炉心冷却状態が維持される。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は、それぞれ約 500℃及び約 480℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心損傷防止措置である代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定した場合でも、炉心及び冷却系の物理特性により炉心の著しい損傷は防止され、格納容器の破損及び施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
なお、評価項目との比較により本評価シーケンスの収束は、合理的に判断できるものの、その状態は比較的高温での安定静定状態である。この間に、運転員が手動による制御
53 条(1)-添付 4-352[1161]

棒挿入操作を行うことにより、低温の安定静定状態に導くことができる。また、運転員による手動操作によっても、何らかの原因により制御棒が挿入されない場合は、自主対策設
備を用いて、直接、制御棒駆動機構の軸を回転させることにより、制御棒を炉心に挿入し原子炉を低温の安定静定状態へ移行させるように努める。
ⅱ）不確かさの影響評価
有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影響は小さく、ここでは、解析条件の不確かさの影響評価を行う。なお、本評価事故シーケンスの評価においては、運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる「炉心支持板温度係数」の不確かさに関する感度解析を実施
して評価項目に対する影響を評価した。
1）炉心支持板温度係数：炉心構成等による変動の幅±20％を考慮し、原子炉容器入口冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。
解析結果を第 4.3.3.6.5 図に示す。
被覆管最高温度及び冷却材最高温度が出現するまで、炉心支持板の熱膨張による負のフィードバック反応度が小さくなったことにより、原子炉出力の低下が「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ小さくなった。その結果、被覆管最高温度は「ⅰ）基本ケース」の解析と比べ約 10℃高く約 560℃、冷却材最高温度は、約 550℃であり、評価項目を満足する。原子炉出力の最大値
は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず、燃料最高温度も、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は
両者ともに約 10℃高く、それぞれ約 510℃及び約 490℃であり、評価項目を満足する。
以上より、条件の不確かさを考慮したとしても、炉心の著しい損傷は防止され、格納容器の破損及び施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-353[1162]

第4.3.3.6.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信及び原子炉スクラム（自動停止）
について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

事故発生の判断・「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信を確認し、発信に失敗している場
合は事故発生と判断する。

－

代替
トリップ信号発信

－

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による後備炉停止系用論理回
路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停止系
スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

原子炉
自動停止失敗の
判断

原子炉
手動停止

常設設備

可搬設備

計装設備

－

－

①原子炉トリップ信号「２次冷却材流量低」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「２次冷却材流量低」③核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「２次冷却材流量低」－①代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」－①原子炉保護系（スクラム）②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）

・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。

－

－

－

・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-354[1163]

第 4.3.3.6.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作

設備

手順

常設設備

可搬設備

計装設備

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷
却系冷却材流量、主冷却器出口冷却材温度、２次主冷
却系冷却材流量

原子炉出力低下の確認

・関連する核計装により原子炉出力が低下することを確認する。

－－①核計装（線形出力
系）

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御
棒保持電磁石励磁手動断、制御
棒駆動機構による制御棒手動挿
入又は後備炉停止制御棒駆動機
構による後備炉停止制御棒手動
挿入により、原子炉を停止する。

－①核計装（線形出力系）

回転治具①核計装（線形出力系）②燃料破損検出系③アイソレーション
信号「格納容器内
床上線量率高」制御棒駆動機構の軸の直接回転による制御棒の挿入・制御棒駆動機構の軸の直接回
転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系①制御棒②制御棒駆動系

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-355[1164]

第4.3.3.6.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（２次冷却材流量減少）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スクラ
ム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「２次冷却材流量低」による原
子炉トリップ信号発信失敗を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による原子炉スクラム（自動停止）
を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉
スクラム（自動停止）を確認する。

第 4.3.3.6.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（２次冷却材流量減少）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

状況判断

炉心損傷
防止措置

自主対策

運転員A

運転員A

現場対応班員・運転操作指揮・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

1

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

5・制御棒駆動機構の軸を直接回転させることにより制御棒を炉心に挿入

・原子炉手動停止ができない場
合、自主対策設備を用いて、制御
棒駆動機構の軸を直接回転させる
ことにより制御棒を炉心に挿入し、低温停止に必要な反応度を挿入する。

153 条(1)-添付 4-356[1165]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置

２次冷却材流量減少

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉
信号発信
「２次冷却材流量低」

（Yes）

原子炉
確認
「 ２次冷却材流量低」原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

原子炉
確認
「原子炉出口冷却材温度高」

（Yes）

（No）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）

後備炉停止系確認「原子炉出口冷却材温度高」（後備炉停止系用
論理回路動作）（Yes）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

炉心及び冷却系の物
理的特性により、炉心損傷防止原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.6.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-357[1166]

124秒：原子炉自動停止（代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止系用論理回路）

121秒：「原子炉出口冷却材温度高」信号の発信
0秒：事象発生（2次主循環ポンプトリップ（2ループ））、「2次冷却材流量低」信号の発信失敗

第 4.3.3.6.2 図 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止制御棒による原子炉停止）

53 条(1)-添付 4-358[1167]

第 4.3.3.6.3 図 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-359[1168]

原子炉停止機能がないと仮定（代替原子炉トリップ信号なし）

0秒：事象発生（2次主循環ポンプトリップ（Aループ、Bループ））第 4.3.3.6.4 図 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定）

53 条(1)-添付 4-360[1169]

第 4.3.3.6.5 図 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定（不確かさの影響評価））

53 条(1)-添付 4-361[1170]

4.3.3.7 ２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で２次系の冷却材流量が減少した後、「２次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に成功するものの、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、２次冷却材流量減少時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
原子炉の停止機能を喪失することから、短時間で炉心の著しい損傷に至る可能性があるた
め、炉心の著しい損傷を防止する措置として、短時間で原子炉を停止する措置を講じる。また、
炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、代替安全保護回路として、後備炉停止系用論理回路を整備し、当該回路の動作により後備炉停止制御棒を急速挿入することで、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、原子炉トリップ信号発信失敗を想定し、「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（後備炉停止系用論理回路動作による後備炉停止制御棒の急速挿入による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合でも、事象進展は「4.3.3.6 ２次冷却材流量減少及び原子炉
トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、「4.3.3.6 ２次冷却材流量減少
及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同様に、炉心及び冷却系の物理的特性により、炉心の著しい損傷が防止される。
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.7.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、原子炉保護
系（スクラム）動作失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．
「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備することによ
53 条(1)-添付 4-362[1171]

り、「２次冷却材流量低」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｂ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記のａ．～ｃ．の措
置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における定格運転（１次主循環ポンプの主電動機を使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．負の反応度係数などの固有の物理メカニズムによる原子炉の出力の低減を可能とする。
ｃ．以上に加えて、制御棒駆動機構の軸の直接回転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる措置を整備する。なお、本措置は、上記のａ．～ｂ．の措置による格納容器破損防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。また、炉心損傷防止措置における原子炉手動停止操作によっても、制御棒が挿入できなかった場合において、原子炉が高温で安定静定している場合に実施する。
（ⅲ）その他
ａ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.7.1 表及び第 4.3.3.7.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
また、後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
53 条(1)-添付 4-363[1172]

２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.7.3 表及び第4.3.3.7.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 2 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 2 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び炉心損傷防止措置は「4.3.3.6

２次冷却材流量減

少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評価は「4.3.3.6 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（後備炉停止系用論理回路動作による後備炉停止制御棒の急速挿入による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合でも、事象進展は「4.3.3.6 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同じである。このため、「4.3.3.6 ２次冷却材流量減少及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」と同様に、炉心及び冷却系の物理的特性により、炉心の著しい損傷は防止される。
上記の評価結果から、２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-364[1173]

第4.3.3.7.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信及び原子炉スクラム（自動停止）
について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

事故発生の判断・「２次冷却材流量低」による
原子炉トリップ信号発信による原子炉保護系（スクラム）の動作を確認し、動作に失敗
している場合は事故発生と判
断する。

常設設備

可搬設備

計装設備

－

－

①原子炉トリップ信号「２次冷却材流量低」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「２次冷却材流量低」③核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「２次冷却材流
量低」

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による後備炉停止系用論理回
路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停止系
スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）

原子炉
自動停止失敗の判断

・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。

－

－

－

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-365[1174]

第 4.3.3.7.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－

原子炉出入口冷
却材温度、１次
主冷却系冷却材
流量、主冷却器
出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材流量

原子炉出力低下の確認

・関連する核計装により原子炉出力が低下することを確認する。

－－①核計装（線形出力系）

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御
棒保持電磁石励磁手動断、制御
棒駆動機構による制御棒手動挿
入又は後備炉停止制御棒駆動機
構による後備炉停止制御棒手動
挿入により、原子炉を停止する。

－①核計装（線形出力系）

回転治具①核計装（線形出力系）②燃料破損検出系③アイソレーション
信号「格納容器内
床上線量率高」

常設設備

可搬設備

計装設備
①

制御棒駆動機構の軸の直接回転による制御棒の挿入・制御棒駆動機構の軸の直接回
転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系①制御棒②制御棒駆動系

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-366[1175]

第4.3.3.7.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（２次冷却材流量減少）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スクラ
ム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「２次冷却材流量低」による原
子炉トリップ信号発信失敗を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による原子炉スクラム（自動停止）
を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉
スクラム（自動停止）を確認する。

第4.3.3.7.4表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（２次冷却材流量減少）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（原子炉保護系（スクラム）動作失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

状況判断

炉心損傷
防止措置

自主対策

運転員A

運転員A

現場対応班員・運転操作指揮1

1

5

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

・制御棒駆動機構の軸を直接回転させることにより制御棒を炉心に挿入

・原子炉手動停止ができない場
合、自主対策設備を用いて、制御
棒駆動機構の軸を直接回転させる
ことにより制御棒を炉心に挿入し、低温停止に必要な反応度を挿入する。

53 条(1)-添付 4-367[1176]

凡例：動作・確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置

２次冷却材流量減少

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉ﾄﾘｯﾌﾟ信号発信「２次冷却材流量低」原子炉ｽｸﾗﾑ確認「 ２次冷却材流量低」（Yes）
原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

２次冷却材流量減少及び原子炉保護系（スクラム）動作失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

（Yes）
後備炉停止系ｽｸﾗﾑ確認「原子炉出口冷却材温度高」（後備炉停止系用
論理回路動作）炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

炉心及び冷却系の物
理的特性により、炉心損傷防止【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.7.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-368[1177]

4.3.3.8 ２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で２次主冷却系の主配管が破損し、２次冷却材が漏えいした後、「原子炉入口冷却材温度高」による原子炉トリップ信号の発信に失敗し、原子炉の停止に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、２次冷却材漏えい時に原子炉の停止機能を喪失することから、炉心の昇温によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
原子炉の停止機能を喪失することから、短時間で炉心の著しい損傷に至る可能性があるた
め、炉心の著しい損傷を防止する措置として、短時間で原子炉を停止する措置を講じる。また、
炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と２次
冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備し、炉心の著しい損傷を防止する。
さらに、当該事故が多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故であることを踏まえ、制御棒（主炉停止系）の急速挿入失敗を想定し、後備炉停止系を整備するとともに、原子炉保護系（スクラム）の動作失敗を想定し、後備炉停止系用論理回路を整備する。
なお、原子炉の停止後は、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモー
タを使用）、２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風により崩壊熱の除去を行う。
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故では、炉心損傷防止措置（代替原子炉トリップ信号による原子炉停止）が機能しないことを仮定した場合でも、第4.3.3.8.5 図に示すとおり、炉心及び冷却系の物理的特性により、炉心の著しい損傷が防止される。
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置
及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.8.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、「原子炉入口冷却材温度高」の原子炉トリップ信号発信失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．
「原子炉出口冷却材温度高」を代替原子炉トリップ信号として整備することにより、「原子炉入口冷却材温度高」による原子炉トリップ信号の発信に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｂ．後備炉停止系用論理回路を整備することにより、原子炉保護系（スクラム）の動53 条(1)-添付 4-369[1178]

作に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｃ．後備炉停止系を整備することにより、制御棒（主炉停止系）の急速挿入に失敗した場合でも原子炉の停止を可能とする。
ｄ．以上に加えて、原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉をスクラム又は停止できるものとする。当該操作手順には、手動スクラムボタンにより原子炉保護系を動作させて原子炉を停止させる方法、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停
止制御棒保持電磁石励磁断により制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、
制御棒駆動機構又は後備炉停止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記のａ．～ｃ．の措
置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における定格運転（１次主循環ポンプの主電動機を使用）、1 ループの２次主冷却系の自然循環及び主冷却機の自然通風による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．負の反応度係数などの固有の物理メカニズムによる原子炉の出力の低減を可能とする。
ｃ．以上に加えて、制御棒駆動機構の軸の直接回転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる措置を整備する。なお、本措置は、上記のａ．～ｂ．の措置による格納容器破損防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。また、炉心損傷防止措置における原子炉手動停止操作によっても、制御棒が挿入できなかった場合において、原子炉が高温で安定静定している場合に実施する。
（ⅲ）その他
ａ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.8.1 表及び第 4.3.3.8.2 表に示す。これ
らの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、後備炉停止制御棒、後備炉停止制御棒駆動系及び後備炉停止系用論理回路は S クラスとして設計する。
（５）作業と所要時間
２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置
及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.8.3 表及び第 4.3.3.8.4
表に示す。
53 条(1)-添付 4-370[1179]

本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 5 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 5 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）原子炉冷却材温度の上昇を高めに解析するため、破損が生じたループは主中間熱交換器の２次側の除熱能力の完全喪失を仮定する。
5）２次主冷却系の健全ループによる除熱能力の低下を早期に考慮するため、破損が生じたループの２次主循環ポンプの主電動機の停止を仮定し、健全ループの２次主循環ポンプも停止するものとする。
6）2 ループの１次主循環ポンプの主電動機は運転を継続するものとする。
7）２次主循環ポンプの主電動機の停止によるインターロックにより、主冷却機の主送風機は同時に停止し、自然通風により除熱されるものとする。
8）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
9）原子炉の自動停止は「原子炉出口冷却材温度高」によるものとし、原子炉トリップ設定値は 464℃、応答時間は 3.4 秒とする。
10）応答時間を長くし、かつ、負の反応度の挿入量を小さくすることにより、炉心温度の上昇を高めに評価するため、原子炉保護系及び主炉停止系には期待しないものとし、後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 1.4%△k/k とする。また、解析では制御棒の挿入速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価
値 90%挿入までの時間を 0.8 秒とする。
11）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
12）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定とし53 条(1)-添付 4-371[1180]

て計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.8.2 図に示す。
1 ループでの２次冷却材の漏えいと同時に２次主循環ポンプのトリップを仮定し、また、相互インターロックにより他の 1 ループの２次主循環ポンプがトリップする
ため、２次冷却材流量が低下する。また、２次主循環ポンプのトリップによるインタ
ーロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。２次冷却材が漏えいしたループは主中間熱交換器の除熱能力の完全喪失を仮定するとともに、他の 1 ループは２次冷却材
流量の低下とともに主中間熱交換器での除熱量が減少するため、両ループの１次主冷却系のコールドレグの温度が上昇し、２次冷却材が漏えいしたループにおいて約 18秒で「原子炉入口冷却材温度高」の設定値である 365℃に到達するが、原子炉トリッ
プ信号の発信に失敗する。２次冷却材流量の低下により、主中間熱交換器の除熱量が減少するため、１次主冷却系のコールドレグの温度が更に上昇する。その結果、炉心支持板の膨張による炉心形状の変化で中性子の漏れが増加するため、負の反応度が投入され原子炉出力が低下し、それに伴い燃料温度も低下する。原子炉出力は低下する
ものの、その間に１次主冷却系のコールドレグの温度が上昇しているため、被覆管温度及び冷却材温度、更には原子炉容器出口冷却材温度が上昇し、時刻約 114 秒に「原子炉出口冷却材温度高」の設定値である 464℃に到達し、代替原子炉トリップ信号が発せられ、時刻約 117 秒で後備炉停止系用論理回路の動作により後備炉停止制御棒
が所定の速度で急速挿入を開始する。原子炉スクラム信号の発信により、両ループの
１次主循環ポンプの主電動機がトリップし、１次主循環ポンプのポニーモータ運転に引き継がれる。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止以前に出現し、両者ともに約 550℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は、代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止に遅れて出現し、それぞれ約 490℃及び約 450℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる反応度係数の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。反応度係数の不確かさ幅は、炉心構成の変動等による幅（炉心支持板温度係数：±20％、炉心支持板温度係数以外：±30％）を考慮し、それぞ
53 条(1)-添付 4-372[1181]

れ以下のとおり設定する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
ドップラ係数：燃料温度の低下に対して、正のフィードバック効果が最大となるよう絶対値が最大の負の値を使用する。

燃料温度係数：

ドップラ係数と同様に、絶対値が最大の負の値を使用する。

被覆管温度係数：

被覆管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

冷却材温度係数：

冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

ラッパ管温度係数 ：ラッパ管温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

炉心支持板温度係数：

原子炉容器入口冷却材温度の上昇に対して、負のフィード
バック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。

解析結果を第 4.3.3.8.3 図に示す。
代替原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止までに、主に炉心支持板の膨張による負のフィードバック反応度が小さくなったことにより、原子炉出力の低下量が「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ小さくなった。その結果、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と比べ、それぞれ約 20℃及び約 10℃高く、それぞれ約 570℃
及び約 560℃であり、評価項目を満足する。燃料最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず、約 1,800℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材の最高温度は約 490℃、原子炉容器入口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析とほとんど変わらず、約 450℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケース
a．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析をする。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、
ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期53 条(1)-添付 4-373[1182]

値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2/℃とする。
3）1 ループの２次主冷却系においてナトリウムの漏えいが生じた場合に、原子炉冷却材温度の上昇を高めに解析するため、当該ループは主中間熱交換器の 2 次側の除熱能力の完全喪失を仮定する。また、ナトリウムの漏えいにより、２次主循環ポンプ
がトリップする可能性があるため、漏えいの発生と同時に２次主循環ポンプをトリップさせ、インターロックにより他の 1 ループの２次主循環ポンプもトリップさせる。この場合、２次主冷却系は、健全な 1 ループによる自然循環となる。
4）2 ループの１次主循環ポンプの主電動機は運転を継続するものとする。
5）２次主循環ポンプの主電動機の停止によるインターロックにより、主冷却機の主送風機は同時に停止し、自然通風により除熱されるものとする。
6）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.8.4 図に示す。
1 ループでの２次冷却材の漏えいと同時に２次主循環ポンプをトリップさせ、相互イン
ターロックにより他の 1 ループの２次主循環ポンプのトリップを仮定しているため、２次冷却材流量が低下する。２次主冷却系は、1 ループの自然循環に移行し、また、２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止
し、主冷却器出口温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。２次冷却材流量の低下により、主中間熱交換器の除熱量が低下するため、１次主冷却系のコールドレグの温度（原子炉容器入口冷却材温度）が上昇する。その結果、炉心支持板の熱膨張等による負の反応度フィードバックが印加され原子炉出力は低下し、それに伴い燃料温度も低下する。
原子炉出力は低下するものの、原子炉容器入口冷却材温度が上昇しているため、被覆管温度、冷却材温度及び原子炉容器出口冷却材温度が上昇し、事象発生後約 114 秒で「原子炉出口冷却材温度高」の代替原子炉トリップ信号の設定値である 464℃に到達するが、ここでは、代替原子炉トリップ信号の発信にも失敗すると仮定する。
この場合、引き続き、原子炉容器入口冷却材温度が上昇するため、炉心支持板の熱膨張等による負の反応度フィードバックが印加され、原子炉出力は更に低下し、原子炉容器入口冷却材温度の上昇よりも原子炉出力の低下の寄与が大きくなることにより、燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度は低下する。その後、原子炉出力と原子炉容器入口冷却材温度が平衡状態となり、炉心温度及び原子炉容器出入口冷却材温度は安定に推移する。
原子炉出力は初期値から上昇せず低下し、燃料最高温度も、初期値から上昇せず約
1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、両者ともに約 550℃であり、評価項目を満足し、その後長時間にわたって安定な炉心冷却状態が維持される。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は、それぞれ約 510℃及び約 490℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故において、炉心損傷防止措置である代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定した53 条(1)-添付 4-374[1183]

場合でも、炉心及び冷却系の物理特性により炉心の著しい損傷は防止され、格納容器の破損及び施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
なお、評価項目との比較により本評価シーケンスの収束は、合理的に判断できるものの、その状態は比較的高温での安定静定状態である。この間に、運転員が手動による制御
棒挿入操作を行うことにより、低温の安定静定状態に導くことができる。また、運転員による手動操作によっても、何らかの原因により制御棒が挿入されない場合は、自主対策設
備を用いて、直接、制御棒駆動機構の軸を回転させることにより、制御棒を炉心に挿入し原子炉を低温の安定静定状態へ移行させるように努める。
ⅱ）不確かさの影響評価
有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影響は小さく、ここでは、解析条件の不確かさの影響評価を行う。なお、本評価事故シーケンスの評価においては、運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる「炉心支持板温度係数」の不確かさに関する感度解析を実施
して評価項目に対する影響を評価した。
1）炉心支持板温度係数：炉心構成等による変動の幅±20％を考慮し、原子炉容器入口冷却材温度の上昇に対して、負のフィードバック効果が最小となるよう絶対値が最小の負の値を使用する。
解析結果を第 4.3.3.8.5 図に示す。
被覆管最高温度及び冷却材最高温度が出現するまで、炉心支持板の熱膨張による負のフィードバック反応度が小さくなったことにより、原子炉出力の低下が「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ小さくなった。その結果、被覆管最高温度は約 10℃高くなり約 560℃、冷却材最高温度
は、約 550℃であり、評価項目を満足する。原子炉出力の最大値は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず、燃料最高温度も、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出入口冷却材の最高温度は両者ともに約 10℃高く、それぞれ約 520℃及び約 500℃であり、評価項目を満足する。
以上より、条件の不確かさを考慮したとしても、炉心の著しい損傷は防止され、格納容器の破損及び施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-375[1184]

第4.3.3.8.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉
トリップ信号発信

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉入口冷却材温度高」
による原子炉トリップ信号発
信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

事故発生の判断

・「原子炉入口冷却材温度高」
による原子炉トリップ信号発信を確認し、発信に失敗している場合は事故発生と判断す
る。

－

代替
トリップ信号発信

－

－

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護
系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

後備炉
停止系
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉出口冷却材温度高」
による後備炉停止系用論理回
路動作に伴う後備炉停止系による原子炉スクラム（自動停止）について、後備炉停止系
スクラムの動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認する。

原子炉
自動停止失敗の
判断

原子炉
手動停止

常設設備

可搬設備

計装設備

－

－

①原子炉トリップ信号「原子炉入口冷
却材温度高」－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「原子炉入口冷
却材温度高」③核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「原子炉入口冷
却材温度高」－①代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」－①原子炉保護系（スクラム）②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）①後備炉停止制御棒②後備炉停止制御棒駆動系－①後備炉停止系用論
理回路②代替原子炉トリッ
プ信号「原子炉出口冷却材温度高」③核計装（線形出力系）

・原子炉スクラム（自動停止）、後備炉停止系スクラム（自動停止）を確認し、自動停止の成否を確認する。

－

－

－

・手動スクラム、制御棒保持電
磁石励磁手動断、後備炉停止
制御棒保持電磁石励磁手動
断、制御棒駆動機構による制
御棒手動挿入又は後備炉停止
制御棒駆動機構による後備炉
停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系－①核計装（線形出力系）①制御棒②制御棒駆動系

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-376[1185]

第 4.3.3.8.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作手順

原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－

原子炉出入口冷
却材温度、１次
主冷却系冷却材
流量、主冷却器
出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材流量

原子炉出力低下の確認

・関連する核計装により原子炉出力が低下することを確認する。

－－①核計装（線形出力系）

原子炉
手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御
棒保持電磁石励磁手動断、制御
棒駆動機構による制御棒手動挿
入又は後備炉停止制御棒駆動機
構による後備炉停止制御棒手動
挿入により、原子炉を停止する。

－①核計装（線形出力系）

回転治具①核計装（線形出力系）②燃料破損検出系③アイソレーション
信号「格納容器内
床上線量率高」

常設設備

可搬設備

計装設備
①

制御棒駆動機構の軸の直接回転による制御棒の挿入・制御棒駆動機構の軸の直接回
転により制御棒を炉心に挿入し、出力を低下させる。

①制御棒②制御棒駆動系③後備炉停止制御棒④後備炉停止制御棒駆動系①制御棒②制御棒駆動系

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-377[1186]

第4.3.3.8.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

備考

240

▽異常事象発生（２次冷却材漏えい）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「原子炉入口冷却材温度高」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A

1

・原子炉トリップ信号発信確認
・原子炉スクラム確認・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・代替トリップ信号発信及び原子炉スクラ
ム確認
・後備炉停止系スクラム確認

状況判断

運転員A

1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。

・炉心損傷防止措置は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能し、原子炉は自動停止するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉停止の確認及び停止後の除熱の監視となる。

・「原子炉入口冷却材温度高」による原子炉トリップ信号発信失敗を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による原子炉スクラム（自動停止）
を確認する。
・「原子炉出口冷却材温度高」による後備炉停止系用論理回路動作に伴う後備炉停止系による原子炉
スクラム（自動停止）を確認す
る。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

２次冷却材漏えい対応

運転員B、C、D

3・２次冷却材ドレン、消火等

・２次冷却材漏えいを検知した場
合には、２次冷却材を２次冷却材
ダンプタンクにドレンするとともに、ナトリウム燃焼の消火を行う。

第 4.3.3.8.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

15

20

25

30

60

120

180

240

備考

▽異常事象発生（２次冷却材漏えい）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（「原子炉入口冷却材温度高」による
原子炉トリップ信号発信失敗）▽原子炉自動停止失敗と判断

当直長

状況判断

運転員A

・運転操作指揮1

・原子炉自動停止失敗と判断

・原子炉スクラム、後備炉停止系
スクラムに失敗した場合は原子炉
自動停止失敗と判断する。
・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

炉心損傷
防止措置

運転員A

1

・原子炉手動停止

２次冷却材漏えい対応

運転員B、C、D

3・２次冷却材ドレン、消火等

自主対策

現場対応班員5・制御棒駆動機構の軸を直接回転させることにより制御棒を炉心に挿入

・２次冷却材漏えいを検知した場
合には、２次冷却材を２次冷却材
ダンプタンクにドレンするとともに、ナトリウム燃焼の消火を行う。
・原子炉手動停止ができない場
合、自主対策設備を用いて、制御
棒駆動機構の軸を直接回転させる
ことにより制御棒を炉心に挿入し、低温停止に必要な反応度を挿入する。

53 条(1)-添付 4-378[1187]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置

２次冷却材漏えい

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉
信号発信
「原子炉入口冷却材温
度高」

（Yes）

原子炉
確認
「原子炉入口冷却材温度高」

原子炉自動停止（No）
低温停止確認・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

原子炉
確認
「原子炉出口冷却材温度高」

（Yes）

（No）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）

後備炉停止系確認「原子炉出口冷却材温度高」（後備炉停止系用
論理回路動作）（Yes）

炉心損傷防止（原子炉自動停止）（No）

原子炉自動停止失敗と判断（Yes）

原子炉手動停止
・手動スクラム・制御棒保持電磁石励磁手動断・後備炉停止制御棒保持電磁石励
磁手動断・制御棒駆動機構による制御棒手
動挿入
・後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入

炉心及び冷却系の物
理的特性により、炉心損傷防止原子炉容器内冷却確認
・ １次主冷却系：強制循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.8.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-379[1188]

117秒 : 原子炉自動停止（代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止系用論理回路）

114秒 : 「原子炉出口冷却材温度高」信号の発信
0秒 : 事象発生（2次冷却材漏えい（1ループ））、原子炉トリップ信号
発信失敗

第 4.3.3.8.2 図 ２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号及び後備炉停止制御棒による原子炉停止）

53 条(1)-添付 4-380[1189]

第 4.3.3.8.3 図 ２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-381[1190]

原子炉停止機能がないと仮定（代替原子炉トリップ信号なし）

0秒 : 事象発生（2次冷却材漏えい（1ループ））、原子炉トリップ信号
発信失敗
第 4.3.3.8.4 図 ２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定）

53 条(1)-添付 4-382[1191]

第 4.3.3.8.5 図 ２次冷却材漏えい及び原子炉トリップ信号発信の重畳事故（炉心損傷防止措置：代替原子炉トリップ信号による原子炉停止機能がないと仮定（不確かさの影響評価））

53 条(1)-添付 4-383[1192]

4.3.3.9 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故（１）事故の原因及び説明
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び事故安全容器内配管（外管）破損の重畳は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で原子炉冷却材バウンダリ機能を有する安全容器内の１次主冷却系又は１次補助冷却系の配管（内側）が破損し、原子炉が「炉内ナトリウム
液面低」により自動停止した後、リークジャケット又は配管（外側）により漏えい量が抑制された状態での崩壊熱除去中に、リークジャケット又は配管（外側）が破損し、１次冷却材が二重壁外に漏えいする事象として考える。本評価事故シーケンスの１次冷却材漏えい箇所は、安
全容器内の配管（内側及び外側）とする。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故では、主中間熱交換器内胴窓より低所で冷却材が漏えいし、かつ継続した場合には、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、低圧システムで、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、原子炉冷却材バウンダリ破損時にも減圧沸騰せず、液位低下は緩慢となる特徴を踏まえ、静的機器を活用した信頼性の高い原子炉冷却材液位確保のための措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故の特徴から、炉心の昇温等の事象進展は緩慢となるが、冷却のための措置は、自動起動又は通常運転時からの継続とし、信頼性の高い措置とする。なお、これらの余裕時間を踏
まえ、冷却のための措置は手動でも起動操作等が実施できるものとする。
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故においては、安全容器により漏えいした冷却材を保持し、炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保するとともに、補助冷却設備により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故では、炉心損傷防止措置（補助冷却設備の運転による原子炉容器内の冷却）が機能しないことを仮定した場合、炉心の著しい損傷に至ることから、原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や損傷炉心物質が流出するものとして、これらを安全容器にて保持し、コンクリート遮へい体
冷却系により、安全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）のギャップに窒素ガスを通気し、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却する措置を講じる。本措置により、原子炉
容器破損後の格納容器底部での損傷炉心物質とコンクリートとの相互作用を回避することで格納容器の破損を防止する。
さらに、ここでは、炉心冷却機能の喪失を前提としていることを踏まえ、炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでに冷却材の蒸発が生じ、原子炉冷却材バウンダリが高圧になることを想定し、１次アルゴンガス系に安全板を設置することにより、主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止する措置を講じる。また、格納容器（床下）の53 条(1)-添付 4-384[1193]

床面に断熱材及びヒートシンク材を設置することにより、安全板から流出するナトリウムによる熱的影響を緩和する措置を講じる。
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.9.1
図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、配管（外側）からの１次冷却材漏えいを起点とする。なお、ここでは、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下することを想定する。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置
は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．安全容器内の空間容積を制限することにより、二重壁外へ１次冷却材が漏えいした場合でも、原子炉容器等の冷却材液位を１次補助冷却系の循環に支障を来すことなく炉心の冷却を行うことができるレベル以上に保持する。
ｂ．原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下した場合でも、原子炉停止後の崩壊熱除去を可能とするため、補助冷却設備を整備する。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉容器外に流出した冷却材や損傷炉心物質を保持するため、安全容器を整備する。
ｂ．安全容器と生体遮へい体のギャップに窒素ガスを通気し、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却するため、コンクリート遮へい体冷却系を整備する。
ｃ．原子炉冷却材ナトリウムの蒸発により、主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダ
リ（1 次・2 次境界）が過圧されることを防止するため、１次アルゴンガス系に安全板を整備する。
ｄ．安全板から流出するナトリウムによる熱的影響を緩和するため、断熱材及びヒートシンク材を整備する。また、流出したナトリウムがコンクリートと直接接触することを防止するため、格納容器（床下）の室には鋼製のライナを整備する。
ｅ．原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保ち、ナトリウムが流出した場
合の燃焼反応を防止する。
ｆ．ナトリウムが流出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及び「格納容器内床上
線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
53 条(1)-添付 4-385[1194]

（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.9.1
表及び第 4.3.3.9.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第4.3.3.9.3 表及び第 4.3.3.9.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 5 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）１次冷却材は、１次主冷却系配管の内管及び外管の間隙には流れ込まず、全て二重壁外に漏えいするものとする。
5）１次冷却材漏えい箇所は、安全容器内のＮｓＬ－約 8,200mm にある原子炉容器
入口低所配管とし、漏えい口の大きさは 42mm2 とする。
6）カバーガス圧力及び安全容器内圧力はそれぞれ 0.49kPa 及び 1.72kPa で一定とし、漏えいしたナトリウムの静水圧は考慮しないものとする。
53 条(1)-添付 4-386[1195]

7）原子炉容器の液位が、主中間熱交換器内胴窓上端位置から上方 100mm の位置（ＮｓＬ－710mm）を下回れば、１次主冷却系流路は途絶するものとする。
8）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
9）原子炉の自動停止は「炉内ナトリウム液面低」によるものとし、原子炉トリッ
プ設定値はＮｓＬ－100mm、応答時間は 0.4 秒とする。
10）原子炉保護系の動作により主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 7.1%△k/k とする。また、解析では、制御棒の落下速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価値 90％挿入までの時
間を 0.8 秒とする。
11）補助冷却設備の自動起動は「炉内ナトリウム液面低低（ＮｓＬ－320mm）」によるものとし、１次補助冷却系電磁ポンプ及び補助冷却機の送風機はそれぞれ 4
分 30 秒及び 30 秒で定格運転に至るものとする。また、その後は、補助冷却器
出口ナトリウム温度が 350℃となるように補助冷却機インレットベーン開度が制御されるものとし、これにより崩壊熱を除熱するものとする。
12）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
13）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.9.2 図及び第 4.3.3.9.3 図に示す。
安全容器内の１次主冷却系コールドレグの低所配管の破損口から二重壁外へ１次冷却材が流出するため、炉心流量がわずかに低下するとともに、原子炉冷却材液位が低下し、約 27 分後に原子炉容器内冷却材液位は、「炉内ナトリウム液面低」の設定値であるＮｓＬ－100mm に到達し、原子炉トリップ信号が発せられ、主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入される。また、原子炉スクラム信号の発信により、両ルー
プの１次主循環ポンプの主電動機及び２次主循環ポンプがトリップし、１次主冷却系
は１次主循環ポンプのポニーモータ運転に引き継がれ、２次主冷却系は自然循環に移行する。２次主循環ポンプのトリップに伴うインターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。
原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後は、原子炉出力が急速に低下し、それに伴い燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度も低下するが、流量と出力のバランス
により、一度上昇に転じてから再び低下する。原子炉容器出入口冷却材温度も緩やかに低下する。その後も漏えいが継続し、約 87 分後に原子炉容器内冷却材液位が「炉内ナトリウム液面低低」の設定値であるＮｓＬ－320mm に到達し、補助冷却設備が起動する。この時間帯では、主冷却系における主冷却器出口ナトリウム温度制御時の最低除熱能力が炉心崩壊熱を上回っているため、主冷却器出口ナトリウム温度の制御目
標値を維持できず、炉心温度及び１次・２次冷却材温度は緩やかに低下を継続する。
時刻約 5 時間で原子炉容器内のナトリウム液位が、主中間熱交換器内胴窓（熱交換領53 条(1)-添付 4-387[1196]

域への流入口）の上端位置から上方 100mm の位置を下回り、１次主冷却系の冷却材流路を喪失し、補助冷却設備のみでの除熱になる。その後、１次・２次冷却材温度は制御目標値になるよう制御され、崩壊熱は安定的に除去される。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止時に出現し、初期値からほとんど上昇せず、それぞれ約 550℃及び約 540℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材温度は、初期値からほとんど上昇せず、最高温度は約 460℃、原子炉容器入口冷却材の最高温度は、原子炉トリップ信号
による原子炉の自動停止後に出現し、約 370℃であり、評価項目を満足する。なお、補助冷却設備の単独運転時においては、燃料最高温度、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、いずれも約 430℃であり、原子炉容器出入口冷却材（１次補助冷却系）の最高温度は、それぞれ約 390℃及び約 360℃である。
以上より、１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる崩壊熱及び原子炉トリップ信号である「炉内ナトリ
ウム液面低」設定値の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はないた
め、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影
響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィードバック
特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
崩壊熱は、最適評価値に対して安全余裕を 10％考慮した値を用いる。原子炉トリップ
信号である「炉内ナトリウム液面低」の設定値は、設定値に対して誤差－40mm を考慮し、ＮｓＬ－140mm とする。
解析結果を第 4.3.3.9.4 図及び第 4.3.3.9.5 図に示す。
原子炉トリップ信号である「炉内ナトリウム液面低」の設定値を 40mm 低く設定したことにより、設定値への到達は「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ約 11 分遅く、時刻約 37 分となったが、燃料最高温度及び原子炉容器出口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず、それぞれ約 1,800℃及び約 460℃であり、評価項目を満足する。被覆
管最高温度、炉心冷却材最高温度及び原子炉容器入口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケ53 条(1)-添付 4-388[1197]

ース」の解析とほとんど変わらず、それぞれ約 550℃、540℃及び約 370℃であり、評価項
目を満足する。１次主冷却系の冷却材流路を喪失した後の被覆管最高温度及び炉心冷却材
最高温度は、崩壊熱の不確かさを考慮したこと及び同喪失のタイミングが早くなったことにより、両温度ともに約 10℃高い約 440℃であり、評価項目を満足する。
なお、補助冷却設備の単独運転時には、崩壊熱の不確かさを考慮したこと及び１次主冷
却系の冷却材流路喪失のタイミングが早くなったことにより、燃料最高温度、被覆管最高温度及び炉心冷却材最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析に比べて、それぞれ約 20℃、
約 10℃及び約 10℃高く、約 450℃、約 440℃及び約 440℃であり、原子炉容器出口冷却材（１次補助冷却系）の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析に比べて、約 10℃高く約 400℃、
原子炉容器入口冷却材温度（１次補助冷却系）は「ⅰ）基本ケース」の解析からほとんど上昇せず約 370℃である。
以上より、１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
本評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評価においては、事故シー
ケンス全体をいくつかの過程に分けて解析を行う。事故の開始から炉心が損傷し原子炉容器が破損するまでの過程を炉内事象過程と呼び、この過程では崩壊熱が全て原子炉
冷却材の昇温及び蒸発並びに原子炉冷却材バウンダリ内の機器の昇温に寄与するという保守的な仮定を用いて温度変化等を計算する。その後、原子炉容器が破損し、原子炉容器外に流出した冷却材や損傷炉心物質を安全容器内で保持する過程を炉外事象過程と呼び、この過程における熱流動挙動をＦＬＵＥＮＴで解析する。安全板から原子炉冷却材バウンダリの外に流出したナトリウムによる影響が生じる過程を格納容器応答過程と呼び、この過程における流出したナトリウムによる格納容器の応答をＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭ
Ｒで解析する。
本評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するための評価項目は、「4.3.2.6

有効性を評価するための評価項目の設定」に示す（4）から（6）である。
「（4）原子炉容器外に流出した損傷炉心物質等を安全容器内にて保持・冷却できること。
」の評価項目を炉外事象過程の解析により評価する。
「（5）主中間熱交換器及び補助
中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止できること。
」については、本評価事故シーケンスの事象進展では、原子炉冷却材温度及び圧力が通常運転時よりも低い状態で１次主冷却系の循環に必要な液位を下回るため、1 次冷却材を介して主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）を過温・過圧することはない。また、補助冷却設備の機能を喪失した場合には１次補助冷却系の弁を閉止するため補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）を過温・過圧することはない。したがって、これら原子炉冷却材バウンダリの破損防止措置の有効性を評価する必要はない。また、「（6）蒸発した冷却材（ナトリウム）が格納容器（床下）に流出する場合において、格納容器の破損を防止できること。」については、本評価事故シーケンスの事象進展では、炉心が露出するまでに格納容器（床下）に流出する原子炉冷却材ナトリウムの量が、「4.3.3.13
53 条(1)-添付 4-389[1198]

２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」よりはるかに少ないため、本評価項目に係る有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
なお、本評価事故シーケンスにおける炉内事象過程の解析では、評価項目に影響を及ぼす
重要なパラメータである原子炉冷却材温度及び圧力を計算する。
ⅰ）基本ケース
ⅰ．炉内事象過程の解析
a．解析条件
１次冷却材の漏えいにより、１次主冷却系の循環に必要な液位を喪失し、崩壊熱により
原子炉冷却材が昇温され、原子炉冷却材の蒸発により更に原子炉容器内の液位が低下し、炉心頂部が露出するまでの炉内の事象推移を計算する。
本評価は、原子炉停止後の炉心崩壊熱が原子炉容器内の原子炉冷却材ナトリウムの昇温及び蒸発に寄与すると想定し、１次主冷却系配管等を保守的に断熱とし、原子炉冷却材
ナトリウムの蒸発により炉心頂部が露出するまでの時間を以下の条件で計算する。
なお、炉心頂部が露出した時点で原子炉容器外に流出することを仮定しており、本仮定においても大きな保守性を確保している。
1）原子炉の自動停止は「炉内ナトリウム液面低」によるものとする。
2）１次冷却材漏えい箇所は、安全容器内の配管（内側及び外側）とし、漏えい口の大きさは 42mm2 とする。
3）冷却材の漏えいにより、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下するものとする。
4）安全容器内に漏えいしたナトリウムは安全容器にて保持され、それにより補助冷却設備の運転に必要な液位は確保されるものの、何らかの理由により補助冷却設
備による崩壊熱の除去が機能しないものとする。
5）１次主冷却系配管の断熱を仮定する。
6）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
7）事故発生前から常時運転しているコンクリート遮へい体冷却系の運転が継続されるものとし、安全容器外面冷却による除熱を考慮するものとする。
8）炉心崩壊熱による原子炉容器内のナトリウムの昇温、蒸発挙動より蒸発による液位低下を求める。なお、沸点に達する前の蒸発や蒸発に伴う液体ナトリウムの冷却も考慮する。原子炉カバーガス等のバウンダリ内の圧力が１次アルゴンガス系に整備した安全板の設定圧（9.8kPa[gage]）を超過すると、安全板が開放され、蒸発したナトリウム蒸気は安全板を通じて窒素雰囲気の格納容器（床下）に流出するものとする。
b．解析結果
計算結果を第 4.3.3.9.6 図及び第 4.3.3.9.7 図に示す。
本評価事故シーケンスにおいては、１次冷却材漏えい箇所からのナトリウムの漏えいにより液位が低下し、原子炉は自動停止するものの、その後の崩壊熱除去機能の喪失によ
53 条(1)-添付 4-390[1199]

り原子炉冷却材温度は緩やかに上昇する。温度上昇により蒸発したナトリウムは、１次アルゴンガス系内の圧力が１次アルゴンガス系に整備した安全板の設定圧（9.8kPa[gage]）を超過すると、安全板から流出し、原子炉冷却材の液位は、さらに低下する。
評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータである原子炉冷却材温度及び圧力は通常運
転時より低い状態のまま推移し、事象発生の約 4 時間後に１次主冷却系の循環に必要な液位を下回り、１次主冷却系の循環が停止する。事象発生の約 18 時間後に、原子炉容器
内と安全容器内の液位が平衡し、１次冷却材の漏えいが停止する。その後、原子炉冷却材の最高温度は事象発生の約 3 日後に約 800℃まで上昇し、原子炉冷却材の蒸発により約 5日後に炉心頂部まで液位が低下するが、蒸発による液位の低下は極めて緩やかであり、炉心の損傷が急速に進展することはない。
以上のように、炉内事象過程においては、炉心の損傷が緩やかに拡大し、原子炉容器底部に移行した損傷炉心物質が原子炉容器壁を熱的、機械的に損傷させ、原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や損傷炉心物質が流出し、炉外事象過程に移行する。
ⅱ．炉外事象過程の解析
a．解析条件
計算コードＦＬＵＥＮＴ等により解析する。ＦＬＵＥＮＴによる解析体系を第 4.
3.3.9.8 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉容器底部に移行した損傷炉心物質はナトリウム中で冷却されるため、表面温度はナトリウムの沸点を超えることはなく、原子炉容器を溶融貫通することはない。しかしながら、原子炉容器底部が長期間高温に維持され、クリープ破損が生じる可能性があるため、原子炉容器底部の破損を想定する。
2）原子炉容器底部が破損した結果、ナトリウムが安全容器内に流出するとともに損傷炉心物質の全量が円筒形の塊状で原子炉容器外の安全容器内に移行したものとし、これを解析の初期状態とする。
3）崩壊熱は、炉心が損傷する過程において、燃料の損傷・溶融と高温状態が継続することを考慮して希ガス及び揮発性 FP を除くものとする。
4）安全容器内での冷却に関する崩壊熱を保守的に設定するため、原子炉容器内液位の低下により、炉心頂部が露出した時点の崩壊熱（240kW）を炉外過程解析の初期値とする。
5）コンクリート遮へい体冷却系の窒素ガスの流量は 20,500m3/h、安全容器入口温度は 40℃として流入させ、4）の崩壊熱に対して定常解析を行う。その後、崩壊熱の減衰に従って過渡解析を行う。
6）安全容器内での損傷炉心物質上方のナトリウムによる伝熱効果を保守的に考慮するため、原子炉容器内液位は、炉心頂部位置におけるナトリウムインベント
リの約 1/3 が損傷炉心物質上部に残存すると想定した液位として、グラウンド
レベル（以下「GL」という。）-12,460mm で維持されているものとする。また、安全容器内のナトリウム液位は GL-8,900mm とする。
7）コンクリート遮へい体冷却系の安全容器外面冷却の解析で求めた温度条件及び53 条(1)-添付 4-391[1200]

損傷炉心物質による荷重条件に基づき、安全容器の構造健全性を評価する。
b．解析結果
計算結果を第 4.3.3.9.9 図から第 4.3.3.9.12 図に示す。
安全容器を冷却する窒素ガスは、原子炉容器内から流出した損傷炉心物質の下方の安全容器下部から、安全容器底板に向けて吹き出した後、構造物表面に衝突し、径方向に流れを変えて広がりながら安全容器底板を冷却する（安全容器底板の下には炭素鋼遮へい板があり、窒素ガスは炭素鋼遮へい板下面に接し、炭素鋼遮へい板を介して安全容器底部を冷却する。）。第 4.3.3.9.9 図に示した安全容
器底板の径方向温度分布においては、発熱源である損傷炉心物質の直下となる
安全容器中心（第 4.3.3.9.9 図の横軸が 0 の位置）から離れるに従い温度は低下する。炭素鋼遮へい板下面に沿って径方向に流れた窒素ガスは鉛直上向きに流れ方向を変え、コンクリート遮へい体とその内側の炭素鋼遮へい体間の隙間に流入する。炭素鋼遮へい体側面に開けられた開口部から、安全容器に向けて窒素ガスが水平方向に流出し、安全容器側面を冷却する。安全容器を冷却した窒素ガ
スは上向きの流れとなって安全容器の上部から流出する。第 4.3.3.9.10 図に示す安全容器側面の温度は、発熱源である損傷炉心物質の上方、安全容器下面（第4.3.3.9.10 の横軸が 0 の位置）から約 1.5m 近傍で最も高くなり、それより上方は低下する。
崩壊熱が最も高い時刻 0 秒での定常解析において各部は最高温度を示し、その後、崩壊熱の減衰に従って低下する。安全容器の最高温度は約 330℃であり、設計温度（450℃）を超えることはない。損傷炉心物質及びそれを保持する遮へいグラファイト領域の最高温度はそれぞれ約 860℃及び約 530℃である。また、
損傷炉心物質上方のナトリウムの最高温度は約 350℃であり沸騰することはない。なお、損傷炉心物質及びそれを保持する遮へいグラファイトの共存性に問題はなく、遮へいグラファイトによる損傷炉心物質の保持機能は維持される。
以上のように、炉外事象過程の事象推移を計算した結果、コンクリート遮へい体冷却系の安全容器外面冷却により、原子炉容器内から流出した損傷炉心物質の崩壊熱は安定的に除去され、安全容器の温度が設計温度を超えることはない。
また、安全容器の自重、ナトリウム重量及び損傷炉心物質の重量並びに内圧により安全容器の胴部及び底板部に発生する応力（1 次応力）は当該部の許容応力を十分に下回ることから、安全容器の健全性は確保されると判断できる。
以上より、安全容器内に流出したナトリウムや損傷炉心物質は安定に保持・冷却されるとともに、安全容器に係る評価項目を満足することから、安全容器の健全性は確保され、格納容器の破損は防止できる。
ⅱ）不確かさの影響評価
ⅰ．炉内事象過程の不確かさの影響評価
炉内事象過程では、炉心頂部まで液位が低下する時間を求め、後続の炉外事象過程移行時の発熱条件を求めている。炉外事象過程移行時の発熱条件は、炉心頂部まで液位が低下した
時点で損傷炉心物質の全量が安全容器内に移行するものとして、炉外事象の解析結果を厳53 条(1)-添付 4-392[1201]

しくするよう保守的に条件設定を行っており、炉内事象過程における崩壊熱等の不確かさの影響を包絡した条件設定としている。このため、炉内事象過程に対する不確かさの影響評
価は不要である。
ⅱ．炉外事象過程の不確かさの影響評価
安全容器の構造健全性を評価する上で重要な指標である構造温度に対し、影響が大きい
パラメータとしては、原子炉容器内から流出した損傷炉心物質の発熱条件が挙げられる。
発熱条件については、炉心頂部まで液位が低下した時点で損傷炉心物質の全量が安全容器内に移行するものとして、炉外事象の解析結果を厳しくするよう保守的に条件設定を行っており、炉心頂部まで液位が低下する約 5 日後の崩壊熱（240kW）を設定している。しかしながら、損傷炉心物質の冷却性を評価する上で発熱条件の影響は大きいため、崩壊熱のみの不確かさに加えて、炉内事象推移の不確かさも考慮し、発熱条件を崩壊熱（240kW）から25%増加させて 300kW とする条件で解析を実施する。
解析結果を第 4.3.3.9.13 図及び第 4.3.3.9.14 図に示す。
温度分布の形状は大きく変わることなく、全体的に温度レベルが上昇する。安全容器の最高温度は約 400℃であり、設計温度（450℃）を超えることはなく、また、損傷炉心物質の最高温度は約 1,090℃、損傷炉心物質を保持する遮へいグラファイトの最高温度は約 680℃である。さらに、損傷炉心物質上方のナトリウムの最高温度は約 430℃でありナトリウムが沸騰することはない。
以上より、不確かさの影響を考慮しても安全容器に係る評価項目への影響は小さく、評価
項目を満足することから、安全容器の健全性が確保され、格納容器の破損は防止できる。

53 条(1)-添付 4-393[1202]

第4.3.3.9.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉トリップ信号
発信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認す
る。

事故発生
の判断

・安全容器内１次主冷却系配管（外側）破損に伴い、炉内冷却材液位が著しく低下
した場合は事故発生と判断する。

安全容器による
漏えいした冷却材の保持・補助冷却設備運転に必要な
炉内冷却材液位確保

補助冷却設備運転

常設設備

・補助冷却設備の運転が可能な状態にあることを確認する。

・補助冷却設備により、崩壊熱を除去する。

可搬設備

計装設備

①制御棒
②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「炉内ナトリウ
ム液面低」③核計装（線形出力系）－－①「炉内ナトリウム
液面計」－①「炉内ナトリウム
液面計」②安全容器呼吸系圧
力計③１次補助冷却系温度計、流量計、補助冷却器出口温度計、２次補助冷却系流量計－①１次補助冷却系温度計、流量計、補助冷却器出口温度計、２次補助冷却
系統流量計

①

安全容器

①補助冷却設備

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-394[1203]

第 4.3.3.9.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作手順

原子炉冷却材バウンダリが高圧に至ることの判断

設備
常設設備

可搬設備

計装設備

・冷却材の著しい昇温及び蒸発が生じた場合、原子炉冷却材バ
ウンダリが高圧に至ると判断
する。

－

－

①原子炉カバーガス圧力計

１次アルゴンガス系
安全板より、
ナトリウム蒸気を格納容器（床下）に放出

・１次アルゴンガス系安全板より、ナトリウム蒸気が格納容器（床下）に流出することを確認
する。

①安全板
②断熱材
③ヒートシンク
材－①安全板の状態表示

格納容器
アイソレーション確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認
する。

①格納容器
②格納容器バウ
ンダリに属する配管・弁－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション信号「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率
高」

原子炉容器外に冷却材や損傷炉心物質が流出したことの判断

・安全容器内の圧力が著しく上昇した場合、原子炉容器から安
全容器内に冷却材や損傷炉心物質が流出したと判断する。

－－①安全容器呼吸系圧力計

安全容器による
冷却材や損傷炉心物質の保持・
コンクリート遮へい体
冷却系による冷却・安全容器内呼吸系圧力計の監視により、安全容器により冷却①安全容器及び材や損傷炉心物質が保持されコンクリートることを確認する。また、コン
遮へい体冷却
クリート遮へい体冷却系の運系
転により、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却する。

－①コンクリート遮へい体冷
却系の温度計、窒素ガス
冷却器の流量計②安全容器呼吸系圧力計

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-395[1204]

第4.3.3.9.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

180

300

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（安全容器内１次主冷却系配管（内側）破損）

手順の項目▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止

要員（名）（作業に必要な要員数）

手順の内容（中央制御室）▽原子炉容器内の液位低下による補助冷却設備自動起動▽事故発生の判断（安全容器内１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下）

当直長・運転操作指揮

運転員A

1・原子炉スクラム確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認する。
・安全容器内１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下を確認する。
・二重壁内の容積に相当する液位を超えて液位が低下した時点で事故発生と判断する。

状況判断
運転員A、B、D

3・事故発生の判断

運転員B

1

・安全容器による冷却材漏えい量の抑制の確認
・補助冷却設備運転に必要な原子炉容器内
冷却材液位確保

炉心損傷防止措置

運転員B、C2

・補助冷却設備の運転が可能な状態にあることを確認する。

・炉心損傷防止措置（安全容器による液位確保）は、運転員の操作を介在しなくても、受動的に機能するよう設計している。
このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、液位確保の確認及び監視となる。

・補助冷却設備により、崩壊熱を除去する。
・自動起動に失敗したと判断した
場合には手動で起動する（機器の操作時間に余裕を見込んでも、60分以内に操作可能）。

・炉心損傷防止措置（補助冷却設備による崩壊熱除去）は、
運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、補助冷却設備の運転の確認及び監視となる。

・補助冷却設備運転

第 4.3.3.9.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

180

300

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（安全容器内１次主冷却系配管（内側）破損）▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）▽補助冷却設備による崩壊熱除去に失敗

手順の内容（中央制御室）▽冷却材の昇温及び蒸発により、原子炉冷却材バウンダリが高圧に至ると判断▽原子炉容器外に損傷炉心物質が流出と判断

当直長

・運転操作指揮・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認する。
・安全容器内１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下を確認する。

運転員A

1・原子炉スクラム確認

運転員A、B、D

3・事故発生の判断

運転員A、B2

・原子炉冷却材温度が高温に至ることの判
断

運転員D

1

・１次アルゴンガス系安全板より、ナトリ
ウム蒸気を格納容器（床下）に放出

状況判断

状況判断

格納容器破損防
止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーション確認

状況判断

運転員A、B

2

・原子炉容器外に冷却材や損傷炉心物質が流出したことの判断

格納容器破損防止措置

運転員B、E2

・冷却材の著しい昇温及び蒸発が推定される場合に、原子炉冷却材バウ
ンダリが高圧に至ると判断する。

・安全板による過圧防止は、運転員の操作を介在しなくても、受動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉冷却材バウンダリ等の圧力の確認及び監視となる。

・１次アルゴンガス系安全板が開放
し、ナトリウム蒸気が格納容器（床下）に放出されることを確認する。

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線
量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離さ・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、 れることを確認する。
自動的に機能するよう設計して いる。このため、運転員の操作は ・多量のナトリウムが格納容器床下なく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
に漏えいした場合は、格納容器床下・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 又は隔離が必要と判 温度が60℃を超過して原子炉保護系
断した場合、手動アイソレーション操作を開始する。操作実施後 （アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動では、放射性物質の閉じ込め状態の監視を継続する。
隔離する。

・安全容器による冷却材や損傷炉心物質の・コンクリート遮へい体冷却系は、通常運転時からの継続運転で保持
・コンクリート遮へい体冷却系による冷却 あり、運転員の操作を介在しなくても、運転は継続されるが、冷却開始前から、通気風量及び通水流量を増加させる手順を実施する。

・安全容器内圧力が著しく上昇した
場合に、原子炉容器外に損傷炉心物質が流出したと判断する。

・安全容器により冷却材や損傷炉心物質が保持されることを確認する。
また、コンクリート遮へい体冷却系の運転により、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却する。

53 条(1)-添付 4-396[1205]

凡例
１次冷却材漏えい（安全容器内１次主冷却系配管（内側）破損）：動作、確認：プラント状態
：判断

原子炉
「炉内

確認
液面低」

：運転員と対策要員の作業

原子炉自動停止：有効性評価上期待しない措置

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

安全容器内
１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下（No）

原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環：自然通風
・ 主冷却機（Yes）

１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の
重畳事故

多量の
放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

安全容器により、漏えいした冷却材を保持し、炉心冷却に必要な炉内冷却材液位を確保（Yes）
補助冷却設備運転

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）（No）【炉心損傷防止措置】

冷却材の昇温及び蒸発により、が過温・
原子炉冷却材
過圧

冷却材の昇温及び蒸発により、原子炉冷却材が高圧に至ると判断

原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や放射性物質等が流出と判断

系安全板
１次
蒸気を
より、
格納容器（床下）に放出＊1＊2

格納容器アイソレーション確認「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（No）

格納容器手動アイソレーション

安全容器により、冷却材や放射性物質等を保持し、コンクリート遮へい体冷却系
により冷却

（Yes）
格納容器内閉じ込め確認

格納容器破損防止（主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1次・2次境界）
圧力上昇抑制）格納容器破損防止
温度・圧力
（格納容器
上昇抑制）

格納容器破損防止（保持した放射性物質等を冷却）＊1：ナトリウムによる熱的影響を緩和するため、断熱材及びヒートシンク材を整備＊2：原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保持【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.9.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-397[1206]

約5h：ポニーモータ2台停止、主冷却系流路喪失

原子炉冷却材液位は、１次主冷却系循環
流路喪失後も継続して低下するが、安全容器内の容積制限により、補助冷却設備の運転に必要な液位より約1,000mm上方となる
初期液位-約3,000mmで漏えいが停止

約87min：補助冷却設備起動

約27min：「炉内ナトリウム液面低」信号の発信、原子炉自動停止（原子炉保護系）
0秒：事象発生（1次冷却材漏えい）

第 4.3.3.9.2 図 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故（炉心損傷防止措置：安全容器内冷却材の保持及び補助冷却設備による冷却）

53 条(1)-添付 4-398[1207]

冷
却
材
温
度

900

原子炉容器入口冷却材温度（補助冷却設備）（℃） 800

原子炉容器出口冷却材温度（補助冷却設備）

700

600

500
補助冷却設備は待機状態のため、原子炉容器出入口冷却材温度（補助冷却設備）の表示はない。
原子炉容器出口冷却
材温度（補助冷却設
備）

400

300

補助冷却設備起動
原子炉容器入口冷却
材温度（補助冷却設
備）

200
0

5

10
時

15

間 （ h ）

第 4.3.3.9.3 図 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）
及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故（炉心損傷防止措置：安全容器内冷却材の保持及び補助冷却設備による冷却）

53 条(1)-添付 4-399[1208]

燃 2800
料
温
度

被 900
覆
管
温
度
（℃） 2400
及 800
び
冷
却
材
温
2000
700
度
（℃）

1600

600

原 140
子
炉
出
力
及 120
び
炉
心
流
量
100
（％）

原子炉出力
炉心流量
燃料最高温度
被覆管最高温度
冷却材最高温度
原子炉容器入口冷却材温度
原子炉容器出口冷却材温度
原子炉冷却材液位

80
被覆管最高温度
液位が低下したため、原子炉容器
出入口冷却材温度の表示はない。

0
液初
位 期 -200
変 液 -400
化 位 -600
か -800ら -1000
の
（mm）

1200

500

60

800

400

40

原子炉容器
出口冷却材温度

400

300

20

原子炉容器
入口冷却材温度

冷却材最高温度
原子炉容器等の冷却材液位が1次主冷却系の循環に支障を来すレベ
ルまで液位低下

燃料最高温度原子炉冷却材液位
炉心流量

原子炉出力

0

200

0
0

5
時

10

15

間 （ h ）

第 4.3.3.9.4 図 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）
及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-400[1209]

冷
却
材
温
度

900

原子炉容器入口冷却材温度（補助冷却設備）（℃） 800

原子炉容器出口冷却材温度（補助冷却設備）

700

600

500
補助冷却設備は待機状態のため、原子炉容器出入口冷却材温度（補助冷却設備）の表示はない。
原子炉容器出口冷却
材温度（補助冷却設
備）

400

300

補助冷却設備起動
原子炉容器入口冷却
材温度（補助冷却設
備）

200
0

5

10
時

15

間 （ h ）

第 4.3.3.9.5 図 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）
及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-401[1210]

第 4.3.3.9.6 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材温度及び炉心崩壊熱の推移）

第 4.3.3.9.7 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材液位及び冷却材蒸発率の推移）

53 条(1)-添付 4-402[1211]

冷却パス
ペデスタル
コンクリート
窒素ガス領域保温材
コールドレグ配管（解析対象外）窒素ガス領域

遮蔽リング
窒素ガス領域

通流部
窒素ガス

窒素ガス領域

ホットレグ配管（解析対象外）原子炉容器

リークジャケット（保温パネル含む）

アルゴンガス（解析対象外）窒素ガス領域
安全容器

黒鉛
炭素鋼板遮蔽体

コンクリート遮蔽体ライナ
ナトリウム領域

損傷炉心物質

ナトリウム

スティール

炉容器振止構造物
振止内黒鉛支持板
窒素ガス領域ビーム

冷却パス構成用ダクト

窒素ガス

窒素ガス領域
下部黒鉛支持板（解析体系）
上面
断熱

遮蔽リング
温度：40[℃]
コンクリート外側
断熱

出口境界（窒素ガス）
圧力：0kPa

原子炉容器内表面
断熱

安全容器胴温度
の提示位置
ナトリウム
表面断熱

コンクリート遮蔽体ライナ
断熱

安全容器底板温度の提示位置

入口境界（窒素ガス）
流量：20500 [m3/h]
温度：40 [℃]

（境界条件等）
第 4.3.3.9.8 図 ＦＬＵＥＮＴにおける解析体系等53 条(1)-添付 4-403[1212]

第 4.3.3.9.9 図 安全容器底板の径方向温度分布

第 4.3.3.9.10 図 安全容器胴の軸方向温度分布53 条(1)-添付 4-404[1213]

損傷炉心物質温度（℃）

900
800
700
600
500
400

最高温度位置

上面

軸方向中央

下面

300
0

12

24

36
48
時間（h）

60

72

第 4.3.3.9.11 図 損傷炉心物質温度の時間変化

遮へいグラファイト温度（℃）

550

500
450
400
350

上面

軸方向中央

下面

300
0

12

24

36
48
時間（h）

60

72

第 4.3.3.9.12 図 損傷炉心物質下部の遮へいグラファイト温度の時間変化

53 条(1)-添付 4-405[1214]

450

安全容器底板温度（℃）

400
350
300
250
200
150
100
50
0

0.8
1.6
2.4
安全容器中心からの距離（ｍ）

3.2

第 4.3.3.9.13 図 安全容器底板の径方向温度分布（不確かさの影響評価）

第 4.3.3.9.14 図 安全容器胴の軸方向温度分布（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-406[1215]

4.3.3.10 １次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）
破損の重畳事故（１）事故の原因及び説明
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で原子炉冷却材バウンダリ機能を有する安
全容器外の１次主冷却系の配管（内側）が破損し、原子炉が「炉内ナトリウム液面低」により自動停止した後、配管（外管）により漏えい量が抑制された状態での崩壊熱除去中に、配管（外管）が破損し、１次冷却材が二重壁外に漏えいする事象として考える。本評価事故シーケンスの１次冷却材漏えい箇所は、安全容器外の１次主冷却系の配管（内側及び外側）とする。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故では、主中間熱交換器内胴窓より低所で冷却材が漏えいし、かつ継続した場合には、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、低圧システムで、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、原子炉冷却材バウンダリ破損時にも減圧沸騰せず、液位低下は緩慢となる特徴を踏まえ、静的機器を活用した信頼性の高い原子炉冷却材液位確保のための措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）
破損の重畳事故の特徴から、炉心の昇温等の事象進展は緩慢となるが、冷却のための措置は、
自動起動又は流路切り替えを伴う通常運転時からの継続とし、信頼性の高い措置とする。なお、
これらの余裕時間を踏まえ、冷却のための措置は手動でも起動操作等が実施できるものとする。
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故では、主冷却系サイフォンブレークにより冷却材の漏えい量を抑制し、炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保するとともに、補助冷却設備により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。
主冷却系サイフォンブレークは、原子炉容器等の液位低下に伴い、サイフォンブレーク配管に受動的にアルゴンガスが導入され、サイフォン現象による原子炉容器等の冷却材液位の低下を抑制する措置であり、サイフォンブレーク配管は差圧により常時ナトリウムを流動させる設計とするとともに、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉冷却材純度の管理により異物による閉塞を防止する設計としており、その信頼性は極めて高い。
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故において、炉心損傷防止措置（補助冷却設備の運転による原子炉容器内の冷却）が機能しないことを仮定した場合、コンクリート遮へい体冷却系により原子炉容器とリークジャケットのギャップに窒素ガスを通気し、原子炉容器の外面から炉心を冷却することにより原
子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止し、格納容器の破損を防止する。
さらに、１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）
破損の重畳事故では、配管（外管）の破損に伴い、格納容器（床下）に冷却材が漏えいするた
53 条(1)-添付 4-407[1216]

め、格納容器の構造により漏えいした冷却材による熱的影響を緩和する措置を講じる。
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置 の対応手順の概要を第4.3.3.10.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、配管（外側）からの１次冷却材漏えいを起点とする。なお、ここでは、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下することを想定する。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止
措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．主冷却系サイフォンブレーク配管からアルゴンガスを導入し、サイフォン現象による原子炉容器等の冷却材液位の低下を抑制することにより、二重壁外へ１次冷却材が漏えいした場合でも、原子炉容器等の冷却材液位を１次補助冷却系の循環に支障を来すことなく炉心の冷却を行うことができるレベル以上に保持する。
ｂ．原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下した場合でも、原子炉停止後の崩壊熱除去を可能とするため、補助冷却設備を整備する。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉容器とリークジャケットのギャップに窒素ガスを通気し、原子炉停止後の崩壊熱を除去するため、コンクリート遮へい体冷却系を整備する。
ｂ．原子炉冷却材バウンダリから漏えいしたナトリウムがコンクリートと直接接触することを防止するため、格納容器（床下）の室には鋼製のライナを整備する。
なお、１次主冷却系の配管・機器の破損による格納容器内の圧力、温度の異常な上昇を検出した場合には、手動操作によって、１次主冷却系配管に残存するナト
リウムをダンプタンクにドレンすることを可能とする。
ｃ．原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保ち、ナトリウムが流出した場
合の燃焼反応を防止する。
ｄ．ナトリウムが漏えいし、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及び「格納容器内床
上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他53 条(1)-添付 4-408[1217]

ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じ る。
（４）資機材
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第4.3.3.10.1 表及び第 4.3.3.10.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
を第 4.3.3.10.3 表及び第 4.3.3.10.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 5 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。
なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び炉心の冷却に係る炉心損傷防止措置は「2.5.9 １
次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故」と概ね同じである。このため、措置の有効性評価は「4.3.3.9 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷
却系配管（外管）破損の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置ⅰ）基本ケース
ⅰ．コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却の解析
a．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤ及びＦＬＵＥＮＴ等により解析する。ＦＬＵＥＮ
Ｔにおける解析体系を第 4.3.3.10.2 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

2）１次冷却材漏えい箇所は、安全容器外の原子炉容器入口配管低所とし、漏えい
53 条(1)-添付 4-409[1218]

口の大きさは保守的な想定として 90mm2 とする。
3）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
4）原子炉の自動停止は「炉内ナトリウム液面低」によるものとし、原子炉トリッ
プ設定値はＮｓＬ－100mm、応答時間は 0.4 秒とする。
5）補助冷却設備の機能喪失を想定する。
6）崩壊熱はノミナル値（最適評価値）を用いる。
7）コンクリート遮へい体冷却系の窒素ガスの流量は 5,500m3/h、原子炉容器入口温度は 40℃として流入させ、崩壊熱の減衰に従って過渡解析を行う。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.10.3 図及び第 4.3.3.10.4 図に示す。
コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却により炉心部のナトリウ
ムの最高温度は約 610℃であり、その後は緩やかに低下する。また、原子炉容器の最高温度は約 540℃であり、炉心損傷防止措置の評価項目として設定した原子炉冷却材
バウンダリ温度 550℃を超えないことから、冷却材温度の上昇によって原子炉冷却材
バウンダリの損傷に至ることはない。燃料集合体内の温度分布を考慮すると、被覆管
最高温度及び冷却材最高温度は、炉心損傷防止措置の評価項目として設定した値を超えない。したがって、コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却により炉心の著しい損傷は防止され、格納容器の破損は防止される。
ⅱ．格納容器応答過程の解析
a．解析条件
計算コードＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにより解析する。ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにおける解析体系を第 4.3.3.10.5 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）格納容器（床上）、格納容器（床下）及び格納容器外（外部環境）をモデル化す
る。
2）１次冷却材漏えい箇所は、安全容器外の原子炉容器入口配管低所とし、漏えい口の大きさは保守的な想定として 90mm2 とする。漏えいするナトリウムの温度は、保守的な想定として事象進展を考慮した原子炉出口冷却材の温度及び蒸発速度で漏えいするものとする。
3）窒素雰囲気（酸素濃度 3.5vol％）の格納容器（床下）に流出したナトリウムは窒素ガス中の酸素等と反応し、格納容器（床下）にプール状に溜るものとする。
4）プールの広がり面積は、漏えい箇所の床面の構造を考慮した上で最大となる
170m2 とする。
5）雰囲気から構造材への伝熱は自然対流による熱伝達を考えるものとする。またナトリウムプールが形成される室については、上記に加え熱輻射による伝熱を考えるものとする。
6）格納容器（床上）と格納容器（床下）は、内外圧差 981Pa に対して 100％／d の53 条(1)-添付 4-410[1219]

通気率があるものとする。
b．解析結果解析結果を第4.3.3.10.6図及び第4.3.3.10.7図に示す。
格納容器（床上）の最高圧力及び格納容器鋼壁の最高温度は、それぞれ約0.025kg／cm2[gage]（約2.5kPa[gage]）及び約41℃であり、格納容器の設計圧力1.35kg／
cm2[gage]（約0.13MPa[gage]）及び格納容器鋼壁の設計温度150℃を超えず、格納容器（床上）の健全性は確保される。
また、格納容器（床下）の最高圧力は約0.065kg／cm2[gage]（約6.4kPa[gage]）、ナ
トリウムプール下面の床のライナ最高温度及びコンクリート最高温度は、それぞれ約
160℃及び約96℃であり、格納容器（床下）の健全性は確保される。
なお、本評価事故シーケンスでは炉心の著しい損傷は防止されるため、格納容器外への放射性物質の放出は極めて低く抑制される。
以上より、１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
ⅰ．コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却の不確かさの影響評価
不確かさの影響評価について、「ⅰ）基本ケース ⅰ．コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却の解析」において、評価項目に対して厳しい結果となるように解析条
件（初期温度及び境界条件等）を設定している。このため、コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却に係る不確かさの影響評価は不要である。
ⅱ．格納容器応答過程の不確かさの影響評価
不確かさの影響評価について、評価項目に対して影響のあるプールの広がり面積は、「ⅰ）
基本ケース ⅱ．格納容器応答過程の解析」において、不確かさの影響を考慮した上で、評価項目に対して厳しい結果となるようにプール広がり面積を設定している。このため、格納容器応答過程に係る不確かさの影響評価は不要である。

53 条(1)-添付 4-411[1220]

第4.3.3.10.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉トリップ信号
発信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認す
る。

事故発生
の判断

・１次主冷却系配管（外側）破損に伴い、炉内冷却材液位が著しく低下した場合は事故発生と判断する。

主冷却系サイフォン
ブレークによる
冷却材漏えい量の抑制
・補助冷却設備運転に必要な
炉内冷却材液位確保

補助冷却設備運転

常設設備

・補助冷却設備の運転が可能な状態にあることを確認する。

・補助冷却設備により、崩壊熱を除去する。

可搬設備

計装設備

①制御棒
②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「炉内ナトリウ
ム液面低」③核計装（線形出力系）－－①「炉内ナトリウム
液面計」－①「炉内ナトリウム
液面計」②１次補助冷却系温度計、流量計、補助冷却器出口温度計、２次補助冷却系流量計－①１次補助冷却系温度計、流量計、補助冷却器出口温度計、２次補助冷却系流量計①

サイフォンブレーク配管①補助冷却設備

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-412[1221]

第 4.3.3.10.2 表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作手順

原子炉冷却材温度が高温に至ることの判断

設備
常設設備

可搬設備

計装設備

・冷却材の著しい昇温が推定される場合に、原子炉冷却材温度が高温に至ると判断する。

－－①燃料集合体出口ナトリウ
ム温度計

コンクリート遮へい体
冷却系による原子炉容
器外面冷却・コンクリート遮へい体冷却系の運転により原子炉容器外面を冷却し、炉心の崩壊熱を除去する。

①コンクリート
遮へい体冷却系－①燃料集合体出口ナトリウ
ム温度計

格納容器内温度及び圧力等が上昇することの判断

・冷却材の格納容器（床下）への漏えいにより、格納容器内の温度及び圧力等が上昇することを確認する。

格納容器
アイソレーション確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認
する。

－

①格納容器
②格納容器バウ
ンダリに属する配管・弁－－①アイソレーション信号「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」①原子炉保護系（アイソレーション）②ア イ ソ レ ー シ ョ ン 信 号「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-413[1222]

第4.3.3.10.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

180

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（安全容器外１次主冷却系配管（内側）破損）▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽原子炉容器内の液位低下による補助冷却設備自動起動▽事故発生の判断（安全容器外１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下）

当直長・運転操作指揮

運転員A

1・原子炉スクラム確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認する。
・安全容器外１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下を確認する。
・二重壁内の容積に相当する液位を超えて液位が低下した時点で事故発生と判断する。

状況判断
運転員A、B、D

3・事故発生の判断

運転員B

1

・主冷却系サイフォンブレークによる冷却材漏えい量の抑制の確認
・補助冷却設備運転に必要な原子炉容器内
冷却材液位確保

炉心損傷防止措置

運転員B、C2

・炉心損傷防止措置（主冷却系サイフォンブレークによる液位確保）は、運転員の操作を介在しなくても、 受動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、液位確保の確認及び監視となる。

・炉心損傷防止措置（補助冷却設備による崩壊熱除去）は、
運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、補助冷却設備の運転の確認及び監視となる。

・補助冷却設備運転・補助冷却設備の運転が可能な状態にあることを確認する。

・補助冷却設備により、崩壊熱を除去する。
・自動起動に失敗したと判断した
場合には手動で起動する（機器の操作時間に余裕を見込んでも、60分以内に操作可能）。

第 4.3.3.10.4 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

180

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（安全容器外１次主冷却系配管（内側）破損）▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）▽原子炉容器内の液位低下による補助冷却設備自動起動

手順の内容▽事故発生の判断（安全容器外１次主冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下）▽原子炉容器内冷却材液位の低下により、原子炉冷却材温度が高温に至ると判断

当直長

・運転操作指揮

状況判断

運転員A、B2

・原子炉冷却材温度が高温に至ることの判
断

格納容器破損防止措置

運転員A、B、D

3・コンクリート遮へい体冷却系による原子炉容器外面冷却

状況判断

運転員C、E

2

・格納容器内温度及び圧力等が上昇することの判断

格納容器破損防止措置

運転員C、E

2

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・冷却材の著しい昇温及び蒸発が推定される場合に、原子炉冷却材
温度が高温に至ると判断する。

・コンクリート遮へい体冷却系は、通常運転時からの継続運転であり、運転員の操作を介在しなくても、運転は継続される。
運転員は、事故発生の判断前から手順の準備を行い、冷却開始時に、通水流量を増加させる手順及び通気流路を原子炉容器外面に切り替える手順を実施する。なお、本操作は約10分で実施可能であり、事象進展速度を踏まえ、 猶予時間は確保される。

・コンクリート遮へい体冷却系の運転により原子炉容器外面を冷却し、炉心の崩壊熱を除去する。

・冷却材の格納容器（床下）への漏えいにより、格納容器内の温度及び圧力等が上昇することを確認する。
・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認す
・格納容器ア イソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、る。
自動的に機能するよう設計して いる。このため、運転員の操作
・格納容器床下へのナトリウムのはなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
漏えいにより、漏えい発生の数分
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イソレー
後には、格納容器床下の温度がション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込
60℃を超過して原子炉保護系（アめ状態の監視を継続する。
イソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

53 条(1)-添付 4-414[1223]

凡例
１次冷却材漏えい（安全容器外１次主冷却系配管（内管）破損）：動作、確認：プラント状態
：判断

原子炉
「炉内

確認
液面低」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

：運転員と対策要員の作業

原子炉自動停止：有効性評価上期待しない措置

安全容器外
１次主冷却系配管（外管）破損に伴う炉内冷却材液位低下（No）

原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環：自然通風
・ 主冷却機（Yes）

１次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の
重畳事故

多量の
放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

主冷却系サイフォンブレークにより、冷却材の漏えい量を抑制し、炉心冷却に必要な原子炉容器内冷却材液位を確保

補助冷却設備運転（Yes）

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）（No）【炉心損傷防止措置】

冷却材ナトリウムが格納容器（床下）＊1に漏えいし、格納容器が高温、高圧に至ると判断

格納容器アイソレーション確認（No）「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」

原子炉容器内の冷却材（ナトリウム）温度が上
昇すると判断格納容器手動アイソレーション（Yes）
格納容器内閉じ込め確認

原子炉容器の外壁をコンクリート遮へい体冷却系により冷却し、炉心の崩壊熱を除去

格納容器破損防止
温度・圧力
（格納容器
上昇抑制）

格納容器破損防止（炉心損傷を回避）＊1：原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保持【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.10.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-415[1224]

カバーガス領域（解析対象外）原子炉容器冷却材出口

窒素ガス入口（ホットレグ配管外周）

上部プレナム

窒素ガス流路

原子炉容器

炉心上部機構フィンガー部

リークジャケット
炉心・燃料集合体（内側／外側）
・反射体（内側／外側）
・遮へい集合体・制御棒（主炉停止系/後備炉停止系)
・試験用集合体等
高圧プレナム低圧プレナム下部プレナム
原子炉容器冷却材入口
保温パネル
振止構造物

中間プレナム外側遮へい体炉心バレル構造物
内側遮へい体
炉内燃料貯蔵ラック
エントランスノズル
炉心支持板

窒素ガス出口（コールドレグ配管外周）
遮へいグラファイト

第 4.3.3.10.2 図 ＦＬＵＥＮＴにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-416[1225]

炉心冷却材最高温度（℃）

700

600

500

400

300
0

6

12
18
時間（ｈ）

24

30

第 4.3.3.10.3 図 冷却材最高温度の時間変化

原子炉容器最高温度（℃）

700

600

500

400

300
0

6

12
18
時間（ｈ）

24

30

第 4.3.3.10.4 図 原子炉容器最高温度の時間変化

53 条(1)-添付 4-417[1226]

セル1：格納容器（床上）
約13,000m3

セル3：外気格納容器（床上）⇔外気の通気
事故時の漏えい率に従って設定

常時空気雰囲気

格納容器鋼壁セル間の通気： 開口を通じた通気 （）

圧力差によるリーク（）

頂部（板厚12ｍｍ）
胴部（板厚25ｍｍ）

格納容器（床上）⇔格納容器（床下）の通気漏えい率試験に基づき設定

開口部（天井吹抜け構造）
による通気を設定

セル2：
炉容器ピット3
約130m

運転時窒素雰囲気
開口による
通気を設定

セル4：
格納容器（床下）③
約60m3

常時空気雰囲気ナトリウム漏えい
セル（セル5）
開口による
通気を設定

格納容器（床下）雰囲気に

セル5：格納容器（床下）②約2500m3

接する床、壁及び天井にはライナを敷設ナトリウムプール

運転時窒素雰囲気

セル6：格納容器（床下）①3
約2300m

運転時窒素雰囲気

全面積69m

第 4.3.3.10.5 図 ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-418[1227]

第 4.3.3.10.6 図 格納容器内圧力の推移

格納容器鋼壁温度（℃）

50

48

46

44

42

40
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

時間（d）
第 4.3.3.10.7 図 格納容器鋼壁温度の推移

53 条(1)-添付 4-419[1228]

4.3.3.11 １次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故（１）事故の原因及び説明
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で原子炉冷却材バウンダリ機能を有す
る１次補助冷却系の配管（内側）が破損し、原子炉が「炉内ナトリウム液面低」により自動停止した後、配管（外側）により漏えい量が抑制された状態での崩壊熱除去中に、配管（外側）が破損し、１次冷却材が二重壁外に漏えいする事象として考える。本評価事故シーケンスの１
次冷却材漏えい箇所は、１次補助冷却系の配管（内側及び外側）とする。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故では、主中間熱交換器内胴窓より低所で冷却材が漏えいし、かつ継続した場合には、原子炉容器等の冷却材液位が１次主冷却系の循環に支障を来すレベルまで低下することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、低圧システムで、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、原子炉冷却材バウンダリ破損時にも減圧沸騰せず、液位低下は緩慢となる特徴を踏まえ、余裕時間を活用した信頼性の高い原子炉冷却材液位確保のための措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故では、１次補助冷却系サイフォンブレークにより冷却材の漏えい量を抑制し、炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保するとともに、主冷却系により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。本事故シーケンスは冷却機能の喪失に関するものであることから、１次主冷却系 2 ループの強制循環冷却機能の喪失を想定する。
１次補助冷却系サイフォンブレークは、多重化された補助冷却系サイフォンブレーク止弁が開となりアルゴンガスが導入され、サイフォン現象による原子炉容器等の冷却材液位の低下を抑制する措置である。補助冷却系サイフォンブレーク止弁は、中央制御室又は現場での遠隔操作も可能であり、その信頼性は高い。なお、１次補助冷却系のサイフォンブレークが機能しないことを仮定した場合でも、中央制御室で１次補助冷却系の出入口弁を閉めることにより炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保することが可能である。
独立した 2 ループの自然循環による炉心損傷防止措置は 1 系統の動的機器を要する措置と比べて信頼性が極めて高い。また、1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価で示すとおり、1 ループの１次主冷却系及び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷は防止される。なお、1 ループの１次主冷却系
及び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風による炉心損傷防止措置の有効性評
価は、「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において、破損が生53 条(1)-添付 4-420[1229]

じたループは主中間熱交換器の２次側の除熱能力の完全喪失を仮定して評価しており、本評
価条件の方が保守的となるため、措置の有効性の評価は、「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故では、配管（外管）の破損に伴い、格納容器（床下）に冷却材が漏えいするため、格納容器の構造により漏えいした冷却材による熱的影響を緩和する措置を講じる。なお、１次
冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重
畳事故の事象進展では、格納容器（床下）に漏えいする冷却材の量が、「4.3.3.10 １次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故」
より少ない。このため、措置の有効性の評価は、「4.3.3.10 １次冷却材漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故」において実施する。
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第4.3.3.11.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、配管（外側）からの１次冷却材漏えいを起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）
破損の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次補助冷却系サイフォンブレーク配管からアルゴンガスを導入し、サイフォン現象による原子炉容器等の冷却材液位の低下を抑制することにより、二重壁外へ
１次冷却材が漏えいした場合でも、原子炉容器等の冷却材液位を１次主冷却系の循環に支障を来すことなく炉心の冷却を行うことができるレベル以上に保持する。
ｂ．１次主冷却系の主中間熱交換器は、炉心と高低差を付けて設置し、ナトリウムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とする。
ｃ．２次主冷却系の主冷却機は、主中間熱交換器と高低差を付けて設置し、ナトリウ
ムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とするとともに、主冷却機の自然通風による崩壊熱除去を可能とする。また、主冷却機の自然通風量は手動でも制御可能とする。
ｄ．可能な場合には、強制循環冷却機能の復旧に努めるものとする。
ｅ．以上に加えて、自動での１次補助冷却系サイフォンブレーク止弁の開失敗を検知した場合には、運転員は手動で１次補助冷却系サイフォンブレーク止弁を開ける
ことがきるものとする。また、１次補助冷却系の出入口止弁を閉めることによっても、炉心冷却に必要な原子炉容器液位を確保できるものとする。なお、本措置は上記ａ．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。

53 条(1)-添付 4-421[1230]

（ⅱ）格納容器破損防止措置
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）
破損の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。
ａ．1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定し、1 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷を防止する。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第4.3.3.11.1 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.11.2 表及び第 4.3.3.11.3 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 5 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 3 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価
本評価事故シーケンスの炉心の冷却に係る炉心損傷防止措置の有効性評価は「4.3.3.12
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故」と概ね同じである。このため、措置の有効性
評価は「4.3.3.12 外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
炉心の冷却に係る格納容器破損防止措置の有効性評価は「4.3.3.13

２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価に包絡される。このため、措置の有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
漏えいした冷却材による熱的影響に係る格納容器破損防止措置は「4.3.3.10

１次冷却材

漏えい（１次主冷却系配管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故」に包絡される。このため、措置の有効性評価は「4.3.3.10 １次冷却材漏えい（１次主冷却系配53 条(1)-添付 4-422[1231]

管（内管）破損）及び１次主冷却系配管（外管）破損の重畳事故」において実施する。上記の評価結果から、１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。また、格納容器の破損も防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

第4.3.3.11.1表 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉トリップ信号
発信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認す
る。

事故発生
の判断

常設設備

可搬設備

計装設備

①制御棒
②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「炉内ナトリウ
ム液面低」③核計装（線形出力系）

・１次補助冷却系配管（外側）破損に伴い、炉内冷却材液位が著しく低下した場合は事故発生と判断する。

－－①「炉内ナトリウム
液面計」

１次補助冷却系
サイフォンブレークによる冷却材
漏えい量の抑制・
１次主冷却系の循環に必要な炉内冷却材液位確保

・主冷却系による崩壊熱除去が可能な状態にあることを確認する。

①１次補助冷却系サイフォ
ンブレーク

－

主冷却系による崩壊
熱除去

・１次主冷却系（自然循環）、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－①「炉内ナトリウム
液面計」①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷却
系冷却材流量、主冷
却器出口冷却材温
度、２次主冷却系冷却材流量

下線部が炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-423[1232]

第4.3.3.11.2表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

備考

10日 20日 30日 40日

180▽異常事象発生（１次補助冷却系配管（内側）破損）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）▽事故発生の判断（１次補助冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下）

手順の内容▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止▽原子炉容器内の液位低下による１次補助冷却系サイフォンブレーク

当直長

・運転操作指揮・原子炉スクラム確認

・「炉内ナトリウム液面低」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認する。

3

・事故発生の判断

・１次補助冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下を確認する。
・二重壁内の容積に相当する液位を超えて液位が低下した時点で事故発生と判断する。

運転員B

1・１次補助冷却系サイフォンブレークによる冷却材漏えい量抑制の確認
・自動での１次補助冷却系サイフォンブレーク
止弁開に失敗した場合、手動で開操作
・１次補助冷却系サイフォンブレークに失敗した場合、手動で原子炉容器出入口止弁の閉操作
・主冷却系の循環に必要な原子炉容器内冷却材液位確保

運転員B、C2

・主冷却系の循環による冷却（自然循環）

運転員A

1

状況判断
運転員A、B、D

炉心損傷
防止措置

・炉心損傷防止措置（１次補助冷却系サイフォンブレークによる液位確保）は、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、液位確保の確認及び監視となる。
・１次補助冷却系自動サイフォンブレークに失敗した場合、１次補助冷却系サイフォンブレークが必要な液位までの液位低下には約4時間、主冷却系の液位喪失までの液位低下には
約13時間を要するため、その期間に運転員が中央制御室で手動サイフォンブレーク及び手動原子炉容器出入口止弁閉操作を実施する。

・主冷却系による崩壊熱除去が可能な状態にあることを確認する。

・１次主冷却系（自然循環）、２
次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認する。

第 4.3.3.11.3 表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

180

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（１次補助冷却系配管（内側）破損）

手順の項目▽事故発生の判断（１次補助冷却系配管（外側）破損に伴う炉内冷却材液位低下）

手順の内容▽原子炉容器内の液位低下による原子炉自動停止▽原子炉容器内の液位低下による１次補助冷却系サイフォンブレーク

当直長

状況判断

格納容器破損防止措置

運転員A、E

運転員A、E

・運転操作指揮2

2

・冷却材の格納容器（床下）への漏えいにより、格納容器内の温度及び圧力等が上昇することを確認する。

・格納容器内温度及び圧力等が上昇することの判断

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認す
・格納容器ア イソレーションは、運転員の操作を介在しなくて も、 る。
自動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作
・格納容器床下へのナトリウムのはなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
漏えいにより、漏えい発生の数分
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イソレー
後には、格納容器床下の温度がション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込
60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
め状態の監視を継続する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

53 条(1)-添付 4-424[1233]

凡例
１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）：動作、確認：プラント状態：判断

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「炉内ﾅﾄﾘｳﾑ液面低」
運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

：運転員と対策要員の作業

原子炉自動停止：有効性評価上期待しない措置

１次補助冷却系配管（外管）
破損に伴う炉内冷却材液位低下（No）

原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機
：自然通風

（Yes）

１次冷却材漏えい（１次補助冷却系配管（内管）破損）及び１次補助冷却系配管（外管）破損の重畳事故
多量の
放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

１次補助冷却系サイフォンブレー
クにより、冷却材の漏えい量を抑制し、炉心冷却に必要な原子炉容器内冷却材液位を確保

自然循環移行

原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：強制循環又は自然循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）【炉心損傷防止措置】

冷却材ナトリウムが格納容器（床下）＊1に漏えいし、格納容器が高温、高圧に至ると判断

格納容器アイソレーション確認（No）「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」

格納容器手動アイソレーション（Yes）
格納容器内閉じ込め確認

格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度・圧力
上昇抑制）＊1：原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保持【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.11.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-425[1234]

4.3.3.12 外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で外部電源が喪失し、原子炉が「電源喪失」により自動停止した後、原子炉停止後の崩壊熱除去において、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）による強制循環冷却に失敗するとともに補助冷却設備の運転による強制循環冷却に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故では、原子炉自動停止後の崩壊熱除去において、炉心の冷却機能が喪失することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、強制循環機能喪失時にも自然循環による崩壊熱の除去が可能となる特徴を踏まえ、受動的安全特性を活用した信頼性の高い炉心損傷防止措置を講じる。措置に使用する１次主冷却系及び２次主冷却系ともに、流路に閉塞要因となる構造物はなく（１次主冷却系の逆止弁は構造が単純で信頼性が高い。
）、また、原子炉停止後は主送風機の風量を調節するインレットベーンがほぼ全閉状態となるため、冷却材の凍結による閉塞も考え難く、自然循環による崩壊熱除去の信頼性は高い。
炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故では、独立した 2 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。
独立した 2 ループの自然循環による炉心損傷防止措置は 1 系統の動的機器を要する措置と比べて信頼性が極めて高く、炉心の著しい損傷は防止できる。また、1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却
失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価で示すとおり、1 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷は防止される。
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.12.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、１次主冷却系及び補助冷却設備の強制循環冷却失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主冷却系の主中間熱交換器は、炉心と高低差を付けて設置し、ナトリウムの53 条(1)-添付 4-426[1235]

物理的特性による受動的な自然循環を可能とする。
ｂ．２次主冷却系の主冷却機は、主中間熱交換器と高低差を付けて設置し、ナトリウ
ムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とするとともに、主冷却機の自然通風による崩壊熱除去を可能とする。また、主冷却機の自然通風量は手動でも制御可能とする。
ｃ．強制循環冷却機能喪失の原因を調査し、その復旧に努めるものとする。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。
ａ．1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定し、1 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷を防止する。
（ⅲ）その他
ａ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.12.1 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.12.2 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 6 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、「添付書53 条(1)-添付 4-427[1236]

類 10 1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。
4）一般電源系の電源が全て同時に失われ、2 ループの１次主循環ポンプの主電動機が同時に停止するものとする。
5）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板
温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）原子炉の自動停止は「電源喪失」によるものとし、応答時間は 1.2 秒とする。
7）原子炉保護系の動作により主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 7.1%△k/k とする。また、解析では、制御棒の落下速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価値 90％挿入までの時間を 0.8秒とする。
8）原子炉の停止後、2 ループの１次主循環ポンプのポニーモータによる低速運転への引き継ぎ及び補助冷却設備の起動に失敗し、１次主冷却系は自然循環に移行するものとする。
9）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
10）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.12.2 図に示す。
外部電源喪失の発生により、１次主循環ポンプの主電動機、２次主循環ポンプ、主冷却機の主送風機等の機器が停止する。
「電源喪失」による原子炉トリップ信号の発信により、原子炉保護系（スクラム）の動作により主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入される。２次主冷却系は自然循環に移行するが、１次主冷却系は１次主循環ポンプのポニーモータ運転への引き継ぎに失敗し、補助冷却設備の起動にも失敗し、１次主冷
却系は自然循環に移行する。主冷却器出口ナトリウム温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。
原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後は、原子炉出力が急速に低下し、それに伴い燃料温度、被覆管温度及び冷却材温度も低下する。１次主冷却系の自然循環移行
時に被覆管温度及び炉心冷却材温度は、いったん上昇するが、自然循環流量が安定した
後は、崩壊熱の減衰に伴い、徐々に低下する。原子炉容器出入口冷却材温度は、緩やかに低下する。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。被覆
管最高温度及び冷却材最高温度は、１次主冷却系の自然循環への移行時に出現し、両者ともに約 650℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出入口冷却材温度は、初期値から上昇せず、最高温度はそれぞれ約 460℃及び約 350℃であり、評価項目を満足する。
以上より、外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。

53 条(1)-添付 4-428[1237]

ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評価事
故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目に対する余裕が小さくなると考えられる崩壊熱の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。
崩壊熱は、最適評価値に対して安全余裕を 10％考慮した値を使用する。
解析結果を第 4.3.3.12.3 図に示す。
崩壊熱を大きくしたことにより、被覆管最高温度及び炉心冷却材最高温度の 2 次ピー
クが「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ高くなった。その結果、被覆管最高温度及び炉心冷
却材最高温度は、両者ともに約 10℃高く約 660℃であり、評価項目を満足する。また、燃料最高温度及び原子炉容器出入口冷却材の最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず、それぞれ約 1,800℃、約 460℃及び約 350℃であり、評価項目を満足する。
以上より、外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
炉心の冷却に係る格納容器破損防止措置の有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価に包絡される。このため、措置の有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。また、格納容器の破損も防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-429[1238]

第4.3.3.12.1表 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「電源喪失」による原子炉
トリップ信号発信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視によりを確認する。

事故発生の判断

・１次主冷却系の強制循環冷
却及び補助冷却設備の強制循環冷却に失敗した場合は事故発生と判断する。

自然循環移行・１次主冷却系（自然循環）、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認す
る。

常設設備

可搬設備

計装設備

－

①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」③核計装（線形出力系）－①１次主冷却系流量
計、１次補助冷却系
流量計、２次補助冷
却系流量計－①原子炉出入口冷却材
温度、１次主冷却系
冷却材流量、主冷却
器出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材
流量①制御棒②制御棒駆動系－①１次主冷却系②２次主冷却系

下線部が炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-430[1239]

第4.3.3.12.2表 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間

経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

180

10日 20日 30日 40日

備考▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容

当直長

▽事故発生の判断（1次主冷却系の強制循環冷却及び補助冷却設備の強制循環冷却失敗）

・運転操作指揮

運転員A

1・原子炉スクラム確認

運転員A、B

2

・事故発生の判断

運転員B、C2・自然循環移行

運転員D、E

2・強制循環冷却機能喪失の原因調査・復旧

状況判断

炉心損傷
防止措置

・「電源喪失」による原子炉保護
系（スクラム）動作を確認する。
・１次主冷却系の強制循環冷却失敗を確認する。
・補助冷却設備の強制循環冷却失敗を確認する。
・１次主冷却系（自然循環）、２
次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認する。
・強制循環冷却機能喪失の原因を調査し、その復旧に努める。

53 条(1)-添付 4-431[1240]

第 4.3.3.12.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-432[1241]

ポニーモータ引き継ぎ失敗、補助冷却設備起動失敗

1.2秒：「電源喪失」信号の発信、原子炉自動停止（原子炉保護系）

0秒：事象発生（外部電源喪失）

第 4.3.3.12.2 図 外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：2 ループ自然循環による冷却）

53 条(1)-添付 4-433[1242]

第 4.3.3.12.3 図 外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-434[1243]

4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故（１）事故の原因及び説明
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故は、原子炉の出力運転中に、２次冷却材の漏えいが生じ、原子炉が「原子炉入口冷却材温度高」により自動停止した後、原子炉停止後の崩壊熱除去において、１次主冷却系における低速運転（１次主循環ポンプのポニーモータを使用）による強制循環冷却に失敗するとともに補助冷却設備の運転による強制循環冷却に失敗する事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故では、原子炉自動停止後の崩壊熱除去
において炉心の冷却機能が喪失することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、強制循環機能喪失時にも自然循環による崩壊熱の除去が可能となる特徴を踏まえ、受動的安全特性を活用した信頼性の高い炉心損傷防止措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故の特徴から、炉心の昇温等の事象進展は緩慢となるが、冷却のための措置は、自動起動又は通常運転時からの継続とし、信頼性の高い措置とする。なお、これらの余裕時間を踏まえ、冷却のための措置は手動でも起動操作等が実施できるものとする。
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故では、健全なループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。
1 ループの自然循環による炉心損傷防止措置は 1 系統の動的機器を要する措置と比べて信頼性が極めて高く、失敗することは考えられないが、「4.2 多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故の想定の基本的な考え方」において示した安全容器の機能も踏まえた格納容器
破損防止措置の頑健性を確認するために、何らかの原因で自然循環に期待できない場合を仮定する。
この場合、炉心の著しい損傷に至ることから、原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や損傷
炉心物質が流出したものとして、安全容器にて、流出した冷却材や損傷炉心物質を保持し、コンクリート遮へい体冷却系により、安全容器と生体遮へい体（コンクリート遮へい体）のギャ
ップに窒素ガスを通気し、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却する措置を講じる。本措置により、原子炉容器破損後の格納容器底部での損傷炉心物質とコンクリートとの相互作用を回避することで格納容器の破損を防止する。
さらに、ここでは、炉心冷却機能の喪失を前提としていることを踏まえ、炉心が溶融する過程で、炉心が露出するまでに冷却材の蒸発が生じ、原子炉冷却材バウンダリが高圧になることを想定し、１次アルゴンガス系に安全板を設置することにより、主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止する措置を講じる。また、格納容器（床下）の床面に断熱材及びヒートシンク材を設置することにより、安全板から流出するナトリウムによる熱的影響を緩和する措置を講じる。
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容53 条(1)-添付 4-435[1244]

器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.13.1 図及び第 4.3.3.13.2 図に示す。本評価事
故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、１次主冷却系及び補助冷却設備の強制循環冷却失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主冷却系の主中間熱交換器は、炉心と高低差を付けて設置し、ナトリウムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とする。
ｂ．２次主冷却系の主冷却機は、主中間熱交換器と高低差を付けて設置し、ナトリウ
ムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とするとともに、1 ループの主冷却機の自然通風による崩壊熱除去を可能とする。また、主冷却機の自然通風量は手動でも制御可能とする。
ｃ．強制循環冷却機能喪失の原因を調査し、その復旧に努めるものとする。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉容器外に流出した冷却材や損傷炉心物質を保持するため、安全容器を整備する。
ｂ．安全容器と生体遮へい体のギャップに窒素ガスを通気し、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却するため、コンクリート遮へい体冷却系を整備する。
ｃ．原子炉冷却材ナトリウムの蒸発により、主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダ
リ（1 次・2 次境界）が過圧されることを防止するため、１次アルゴンガス系に安全板を整備する。
ｄ．安全板から流出するナトリウムによる熱的影響を緩和するため、断熱材及びヒートシンク材を整備する。また、流出したナトリウムがコンクリートと直接接触することを防止するため、格納容器（床下）の室には鋼製のライナを整備する。なお、１次主冷却系の配管・機器の破損による格納容器内の圧力、温度の異常な上昇を検出した場合には、手動操作によって、１次主冷却系配管に残存するナトリ
ウムをダンプタンクにドレンすることを可能とする。
ｅ．原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保ち、ナトリウムが流出した場
合の燃焼反応を防止する。
ｆ．ナトリウムが流出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及び「格納容器内床上
線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他53 条(1)-添付 4-436[1245]

ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.13.1 表及び第 4.3.3.13.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.13.3 表及び第 4.3.3.13.4 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 4 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。
1）原子炉出力の初期値を定格出力とする。また、１次主冷却系の温度の初期値として、ホットレグ温度を 456℃、コールドレグ温度を 350℃、１次主冷却系の流量の初期値を定格流量とする。
2）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
3）原子炉保護系の特性は、プロセス量の計測誤差を考慮しないことを除き、
「添付
書類 10

1.3.2 原子炉保護系の特性」と同一とする。

4）ドップラ係数、燃料温度係数、冷却材温度係数、構造材温度係数及び炉心支持板温度係数にはノミナル値（最適評価値）を用いる。
5）原子炉の自動停止は「原子炉入口冷却材温度高」によるものとし、原子炉トリップ設定値は 365℃、応答時間は 0.4 秒とする。
6）原子炉保護系の動作により主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入されるものとし、負の反応度を 7.1%△k/k とする。また、解析では、制御棒の落下速度について、制御棒保持電磁石励磁断から制御棒反応度価値 90％挿入までの時
間を 0.8 秒とする。
7）原子炉の停止後、2 ループの１次主循環ポンプのポニーモータによる低速運転
53 条(1)-添付 4-437[1246]

への引き継ぎ及び補助冷却設備の起動に失敗し、１次主冷却系は自然循環に移行するものとする。
8）1 ループの２次主冷却系においてナトリウムの漏えいが生じたとし、原子炉冷却材温度の上昇を高めに評価するため、破損が生じたループは主中間熱交換器の２次側の除熱能力の完全喪失を仮定する。また、ナトリウムの漏えいにより、
２次主循環ポンプがトリップする可能性があるため、漏えいの発生と同時に２次主循環ポンプをトリップさせ、インターロックにより他の 1 ループの２次主循環ポンプもトリップさせるが、解析の目的を踏まえ「２次冷却材流量低」の
原子炉トリップ信号は考慮しないものとする。この場合のプラント状態は、健
全な 1 ループによる自然循環冷却である。
9）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
10）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果解析結果を第 4.3.3.13.3 図に示す。
1 ループでの２次冷却材の漏えいと同時に２次主循環ポンプのトリップを仮定
し、相互インターロックにより他の 1 ループの２次主循環ポンプのトリップする
ため、２次冷却材流量が低下する。また、２次主循環ポンプのトリップによるイン
ターロックにより、全ての主冷却機の主送風機が停止し、主冷却器出口ナトリウム
温度の制御は、停止時の制御モードに切り替わる。
２次冷却材が漏えいしたループは主中間熱交換器の除熱能力の完全喪失を仮定
するとともに、他の 1 ループは２次冷却材流量の低下とともに主中間熱交換器での除熱量が減少するため、両ループの１次主冷却系のコールドレグの温度が上昇し、２次冷却材が漏えいしたループにおいて約 18 秒で「原子炉入口冷却材温度高」の設定値である 365℃に到達し、原子炉トリップ信号が発せられ、主炉停止系の制御棒が所定の速度で急速挿入される。また、原子炉スクラム信号の発信により、両ループの１次主循環ポンプの主電動機がトリップし、１次主循環ポンプのポニーモー
タ運転への引き継ぎに失敗し、補助冷却設備の起動にも失敗するため、１次主冷却
系は自然循環に移行する。その際に被覆管温度及び炉心冷却材温度は、いったん上昇するが、自然循環流量が安定した後は、崩壊熱の減衰に伴い徐々に低下する。原
子炉容器入口冷却材温度は、原子炉トリップ前の主中間熱交換器 1 次側出口部での除熱量の減少による温度上昇と、原子炉トリップ後の温度降下の影響が時間遅れを持って到達するため、原子炉トリップ後も緩やかに上昇し低下する。また、原子炉容器出口冷却材温度は、原子炉容器入口冷却材温度の上昇の影響が時間遅れを持って伝わるが、崩壊熱の減衰に伴って徐々に低下する。以降は、安定に原子炉の崩壊熱除去が行われる。
燃料最高温度は、初期値から上昇せず約 1,800℃であり、評価項目を満足する。
被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、１次主冷却系の自然循環移行時に出現し、両者ともに約 750℃であり、評価項目を満足する。また、被覆管温度が高温に維持
53 条(1)-添付 4-438[1247]

される期間中の被覆管のクリープ寿命分数和の増分は 0.0004 であり、被覆管のクリープ寿命分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和は設計上の制限値（1.0）
を下回ることから、評価項目を満足する。
原子炉容器出口冷却材温度（自然循環ループ）は、初期値からほとんど上昇せず、最高温度は約 460℃、原子炉容器入口冷却材温度（自然循環ループ）の最高温度は、原子炉トリップ信号による原子炉の自動停止後に遅れて出現し、約 410℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影響は小さい。このため、ここでは解析条件の不確かさの影響を評価する。なお、本評
価事故シーケンスに対処するための措置においては運転員等の操作がないため、運転員操作に係る不確かさを考慮する必要はない。
解析条件の不確かさとしては、事象進展に有意な影響を与えるもののうち、評価項目
に対する余裕が小さくなると考えられる崩壊熱及び原子炉トリップ信号である「原子炉入口冷却材温度高」の設定値の不確かさに係る感度解析を実施して評価項目に対する影響を評価する。
なお、各解析条件に係るパラメータが互いに独立な場合、その不確かさに相関はない
ため、有効性評価においては、原則としてパラメータごとに感度解析を行って不確かさの影響を評価する。他方、「常陽」は炉心冷却能力に優れ、小型で負の反応度フィード
バック特性を有するなどの高い固有の安全性を有しており、解析条件に係るパラメータの不確かさの影響は小さく、評価項目に対しても大きな余裕があるため、結果が厳しくなるようにこれらを組み合わせることは過度に保守的な想定となることは明らかであるが、ここでは、あえて重畳させることにより不確かさの影響を最大限に評価する。
崩壊熱は、最適評価値に対して安全余裕を 10％考慮した値を使用する。原子炉トリ
ップ信号である「原子炉入口冷却材温度高」の設定値は、設定の誤差範囲+8℃を考慮し373℃とする。
解析結果を第 4.3.3.13.4 図に示す。
「原子炉入口冷却材温度高」の設定値を高くしたことにより、原子炉トリップ信号の発信が「ⅰ）基本ケース」の解析より約 2 秒遅れ、また、崩壊熱を大きくしたことにより、被覆管最高温度及び炉心冷却材最高温度の 2 次ピークが「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ高くなった。その結果、被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、両者ともに約20℃高く約 770℃であり、評価項目を満足する。また、被覆管温度が高温に維持される
期間中の被覆管のクリープ寿命分数和の増分は 0.0007 であり、被覆管のクリープ寿命
分数和と疲労寿命分数和を加えた累積損傷和は設計上の制限値（1.0）を下回ることから、評価項目を満足する。燃料最高温度は、「ⅰ）基本ケース」の解析と変わらず約
1,800℃であり、評価項目を満足する。また、原子炉容器出口冷却材の最高温度（自然循環ループ）は、「ⅰ）基本ケース」の解析に比べ約 10℃高く約 470℃、原子炉容器入53 条(1)-添付 4-439[1248]

口冷却材の最高温度（自然循環ループ）は、約 410℃であり、評価項目を満足する。
以上より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定した場合において、不確かさの影響を考慮した場合にあっても、炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
本評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評価においては、事故シー
ケンス全体をいくつかの過程に分けて解析を行う。事故の開始から炉心が損傷し原子炉容器が破損するまでの過程を炉内事象過程と呼び、この過程では崩壊熱が全て原子炉
冷却材の昇温及び蒸発並びに原子炉冷却材バウンダリ内の機器の昇温に寄与するという保守的な仮定を用いて温度変化等を計算する。その後、原子炉容器が破損し、原子炉容器外に流出した冷却材や損傷炉心物質を安全容器内で保持する過程を炉外事象過程と呼び、この過程における熱流動挙動をＦＬＵＥＮＴで解析する。安全板から原子炉冷却材バウンダリの外に流出したナトリウムによる影響が生じる過程を格納容器応答過程と呼び、この過程における流出したナトリウムによる格納容器の応答をＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭ
Ｒで解析する。
本評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置に有効性があることを確認するための評価項目は、「4.3.2.6

有効性を評価するための評価項目の設定」に示す（4）から（6）である。
「（4）原子炉容器外に流出した損傷炉心物質等を安全容器内にて保持・冷却できること。
」の評価項目は、炉外事象過程において評価する。本評価事故シーケンスは、「4.3.3.10
１次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故」と比較して、原子炉冷却材バウンダリ内の冷却材インベントリが多く、炉外事象過程の評価の条件は、「4.3.3.10 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）及び安全
容器内配管（外管）破損の重畳事故」の炉外事象過程の評価の方が相対的に厳しい。このため、炉外事象過程の評価は、「4.3.3.10 １次冷却材漏えい（安全容器内配管（内管）破損）
及び安全容器内配管（外管）破損の重畳事故」において実施する。
「（5）主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の過圧を防止できること。
」の評価項目は、炉内事象過程の解析により評価する。「（6）蒸発した冷却材（ナトリウム）が格納容器（床下）に流出する場合において、格納容器の破損を防止できること。」の評価
項目は、格納容器応答過程の解析により評価する。
なお、炉内事象過程においては、評価項目に影響を及ぼす重要なパラメータを解析する。本
評価事故シーケンスにおける炉内事象過程の計算では、原子炉冷却材温度及び圧力が評価
項目に影響を及ぼす重要なパラメータとなる。
ⅰ）炉内事象過程の解析
a．解析条件
２次冷却材の漏えい等により、１次主冷却系からの除熱機能を喪失し、崩壊熱により原子炉冷却材が昇温され、原子炉冷却材の蒸発により原子炉容器内の液位が低下
し、炉心頂部が露出するまでの炉内の事象推移を以下の条件で評価する。
本評価は、原子炉停止後の炉心崩壊熱が原子炉容器内の原子炉冷却材ナトリウムの昇温及び蒸発に寄与すると想定し、保守的な条件として、主中間熱交換器の２次側の53 条(1)-添付 4-440[1249]

除熱能力の喪失及び１次主冷却系配管等の断熱を仮定し、原子炉冷却材ナトリウムの蒸発により炉心頂部が露出するまでの時間及びナトリウムの蒸発速度を以下の条件で計算する。
1）炉心損傷防止措置の解析条件と同じ事象進展により、炉心の強制循環冷却に失敗するものとする。
2）１次主冷却系の循環に必要な液位は確保された状態で、何らかの原因で炉心の自然循環冷却に失敗するものとする。
3）原子炉冷却材温度の上昇が高くなるように主中間熱交換器 2 基の 2 次側の除熱能力の完全喪失を仮定する。また、１次主冷却系配管の断熱を仮定する。
4）事故発生前から常時運転しているコンクリート遮へい体冷却系の運転が継続されるものとし、安全容器外面冷却による除熱を考慮する。
5）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
6）炉心崩壊熱による原子炉冷却材バウンダリ内ナトリウムの昇温挙動を計算し、主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の温度を評価する。
主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）を第 4.3.3.13.5
図に示す。また、格納容器応答過程の解析条件として、安全板を通じて蒸気の形態で流出するナトリウムの温度及び蒸発速度を求める。
7）主中間熱交換器の 2 次側下部プレナムの鏡板の座屈について、日本機械学会
発電用原子力設備規格 設計・建設規格 第 I 編 軽水炉規格(2016)の PVB-322
0 及び PVB-3230 に準拠して評価する。
8）主中間熱交換器の 2 次側下部プレナムの鏡板にかかる外圧は、ナトリウムによるヘッド圧及び１次アルゴンガス系の圧力のみを考慮する。１次主循環ポンプの停止を想定しているため、そのヘッド圧は零とし、保守的な評価を行うため、2 次側の内圧は考慮しないものとする。
b．解析結果原子炉容器内の事象推移の計算結果を第 4.3.3.13.6 図及び第 4.3.3.13.7 図に示す。
本評価事故シーケンスにおいては、原子炉は自動停止するものの、主中間熱交換器の除熱能力の喪失及び１次主冷却系配管の断熱により、原子炉冷却材の温度が上昇する。
原子炉容器内の冷却材の蒸発により原子炉冷却材バウンダリ内の圧力が上昇する
ものの、１次アルゴンガス系に整備した安全板の設定圧（9.8kPa[gage]）を超過すると安全板が開放され、原子炉冷却材バウンダリ内の圧力の上昇を抑制する措置を講じていることから、１次アルゴンガス系の圧力及び原子炉冷却材ナトリウムのヘッド圧を加えた主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の圧力は 0.1M
Pa 以下に抑制される。これに対して、日本機械学会

発電用原子力設備規格に準拠

して、不確かさの影響を含めた原子炉容器内の事象推移の計算温度を包絡する 815℃
における主中間熱交換器の 2 次側下部プレナムの鏡板の座屈に関して評価した結果、53 条(1)-添付 4-441[1250]

許容圧力は 0.6MPa であり、原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）内の圧力は許容圧力を下回る。
なお、当該事象発生時には補助冷却設備は機能を喪失しているため、当該設備は仕切弁により隔離し、補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）に影響が生じることを防止する。
以上より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても、評価項目である主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の健全性は確保でき、格納容器の破損は防止される。
ⅱ）格納容器応答過程の解析
a．解析条件
計算コードＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲコードにより解析する。ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭ
Ｒにおける解析体系を第 4.3.3.13.8 図に示す。また、本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件等を以下に示す。
1）格納容器（床上）、格納容器（床下）及び格納容器外（外部環境）をモデル化す
る。
2）ナトリウムは、「ⅰ）炉内事象過程の解析」で求めた冷却材温度及び蒸発速度で１次アルゴンガス系に整備した安全板を通して蒸気の形態で流出するものとする。
3）窒素雰囲気（酸素濃度 3.5vol％）の格納容器（床下）に流出したナトリウムは
雰囲気中の酸素等と反応し、格納容器（床下）の底部にプール状に溜るものとする。
4）格納容器（床下）に整備する断熱材及びヒートシンク材による影響緩和の効果を考慮する。
5）雰囲気から構造材への伝熱は自然対流による熱伝達を考えるものとする。また、ナトリウムプールが形成される室については、上記に加え熱輻射による伝熱を考えるものとする。
6）格納容器（床上）と格納容器（床下）の間は、圧力差 981Pa に対して 100％/dの通気率があるものとする。
7）Cs-137 の格納容器外への放出量については、定格出力運転を継続し炉心燃料が平均燃焼度に到達したとの保守的な仮定で計算した炉内蓄積量を基に、炉心から格納容器（床下）には全量が放出されると仮定し、格納容器（床下）及び格納容器（床上）での凝集、沈着等による除去を考慮するものとする。
b．解析結果解析結果を第 4.3.3.13.9 図及び第 4.3.3.13.10 図に示す。
格納容器（床上）の最高圧力及び格納容器鋼壁の最高温度は、それぞれ約
0.032kg/cm2[gage]（約 3.2kPa[gage]）及び約 42℃であり、格納容器の設計圧力
1.35kg/cm2[gage]（約 0.13MPa[gage]）及び格納容器鋼壁の設計温度 150℃を超えることはなく、格納容器（床上）の健全性は確保される。
53 条(1)-添付 4-442[1251]

また、格納容器（床下）の最高圧力は約 0.032kg/cm2[gage]（約 3.2kPa[gage]）、断
熱材及びヒートシンク材を整備した床のライナ最高温度及びコンクリート最高温度
は、いずれも約 68℃であり、格納容器（床下）の健全性は確保される。
格納容器外への Cs-137 の放出について、格納容器内から格納容器外への放出率は約 1.2×10-4％、総放出量は約 4.4×10-3TBq となり、100TBq を十分に下回る。
以上より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても、評価項目である格納容器の健全性は確保されるとともに、環境への影響も十分に抑制される。
以上ⅰ）及びⅱ）より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
ⅲ）不確かさの影響評価
a）炉内事象過程の不確かさの影響評価
評価項目である主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1次・2 次境界）の健全性に影響を与える重要現象は原子炉冷却材温度及び圧力である。この内、原子炉冷却材圧力については、安全板の仕様に基づき保守的に設定していることから感度解析は不要である。したがって、ここでは、解析条件の不確かさとして原子炉冷却材温度の推移に大きな影響がある崩壊熱の不確かさの影響について評価する。崩壊熱
は、最適評価値に対して安全余裕を 10％考慮した値を使用して解析を実施する。
解析結果を第 4.3.3.13.11 図及び第 4.3.3.13.12 図に示す。
崩壊熱を増加させた解析の結果、原子炉冷却材の最高温度は 815℃を下回り、その許容圧力は 0.6MPa である。主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）内の圧力は、「ⅰ）炉内事象過程の解析」と同じ 0.1MPa 以下となり、許容圧力を下回る。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、主中間熱交換器及び補助中間熱交換器の原
子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）の健全性は確保でき、格納容器の破損は防止される。
b）格納容器応答過程の不確かさの影響評価
格納容器（床下）は窒素雰囲気であるため、ナトリウムの凝縮・蒸発が重要現象となる。この際、流出ナトリウム条件が最も影響のある因子であり、不確かさの影響を考慮した上で、評価項目に対して厳しい結果となるよう蒸気を対象として解析していることか
ら感度解析は不要である。したがって、ここでは、解析条件の不確かさとして原子炉冷却材温度の推移に大きな影響がある崩壊熱の不確かさの影響について評価する。崩壊熱は、
最適評価値に対して安全余裕を 10％考慮した値を使用して解析を実施する。
解析結果を第 4.3.3.13.13 図及び第 4.3.3.13.14 図に示す。
崩壊熱を増加させた解析の結果、「ⅱ）格納容器応答過程の解析」に比べ格納容器（床上）の最高圧力は約 0.015kg/cm2 高くなり、約 0.047kg/cm2[gage]（約 4.7kPa[gage]）である。格納容器（床上）の格納容器鋼壁の最高温度は、ほとんど変わらず約 42℃である。
また、格納容器（床下）の最高圧力は、約 0.015kg/cm2 高くなり約 0.047kg/cm2[gage]（約4.7kPa[gage]）である。格納容器（床下）の断熱材及びヒートシンク材を整備した床のラ
53 条(1)-添付 4-443[1252]

イナ最高温度及びコンクリート最高温度は、約 5℃高くなりいずれも約 73℃である。
格納容器外への Cs-137 の放出について、格納容器内から格納容器外への放出率は約 1.3×10-4％、総放出量は約 4.9×10-3TBq となり、100TBq を十分に下回る。
以上より、不確かさの影響を考慮しても、評価項目である格納容器の健全性は確保されるとともに、環境への影響も十分に低く抑制される。
以上 a）及び b）より、２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故において、不確
かさの影響を考慮しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-444[1253]

第 4.3.3.13.1 表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「原子炉入口冷却材温度高」による原子炉トリップ
信号発信及び原子炉スクラ
ム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視により確認
する。

事故発生
の判断

・１次主冷却系の強制循環冷
却及び補助冷却設備の強制循環冷却に失敗した場合は事故発生と判断する。

自然循環移行（1 ループ）

・１次主冷却系（自然循環）、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認す
る。

常設設備

①制御棒
②制御棒駆動系－①１次主冷却系②２次主冷却系

可搬設備

計装設備

－

①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「原子炉入口冷
却材温度高」③核計装（線形出力系）－①１次主冷却系流量
計、１次補助冷却系流量計、２次補助冷却系流量計－①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷
却系冷却材流量、主冷却器出口冷却材温度、２次主冷
却系冷却材流量下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-445[1254]

第 4.3.3.13.2 表
格納容器破損防止措置に使用する設備等動作・判

設備
手順

常設設備

可搬設備

計装設備

－

－

①原子炉出口冷却材
温度計、原子炉カ
バーガス圧力計－①安全板の状態表示

断・操作
原子炉冷却材バウンダリが高圧に至ることの判断

・冷却材の著しい昇温及び蒸発が生じた場合、原子炉冷却材バウンダリが高圧に至ると判断する。

１次アルゴンガス系
安全板より、
ナトリウム蒸気を格納容器（床下）に放出

・１次アルゴンガス系安全板
より、ナトリウム蒸気が格
納容器（床下）に流出することを確認する。

格納容器
アイソレーション確
認・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

①格納容器②格納容器バウンダリに属する配管・弁

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション
信号「格納容器内
圧力高」、「格納容
器内温度高」、「格
納容器内床上線量
率高」

原子炉容器外に冷却材や損傷炉心物質が流出したことの判断

・安全容器内の圧力が著しく上昇した場合、原子炉容器から安全容器内に冷却材や損傷炉心物質が流出したと
判断する。

－

－

①安全容器呼吸系圧
力計

安全容器による
冷却材や損傷炉心物
質の保持・
コンクリート遮へい体冷却系による冷却・安全容器内呼吸系圧力計の監視により、安全容器により冷却材や損傷炉心物質が保持されることを確認する。また、コンクリート遮へい体冷却系の運転により、安全容器内にて保持した損傷炉心物質を冷却する。

－①コンクリート遮へい体冷却系の温度計、窒素ガス冷却器の流量計②安全容器呼吸系圧
力計

①安全板
②断熱材
③ヒートシンク材①安全容器及びコンクリー
ト遮へい体冷却系

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-446[1255]

第4.3.3.13.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

3時間

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（２次冷却材漏えい）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）▽事故発生の判断（1次主冷却系の強制循環冷却及び補助冷却設備の強制循環冷却失敗）

手順の内容

当直長

・運転操作指揮

運転員A

1・原子炉スクラム確認

運転員A、B

2

・事故発生の判断

炉心損傷
防止措置

運転員A、B2・自然循環移行（1ループ）

２次冷却材漏えい対応

運転員C、D、E

3・２次冷却材ドレン、消火等

・「原子炉入口冷却材温度高」による原子炉保護系（スクラム）動作を確認する。
・１次主冷却系の強制循環冷却失敗を確認する。
・補助冷却設備の強制循環冷却失敗を確認する。
・１次主冷却系（自然循環）、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認す
る。

状況判断

・２次冷却材漏えいを検知した場合には、２次冷却材を２次冷却材ダンプタンクにドレンするとともに、ナトリウム燃焼の消火を行う。

第4.3.3.13.4表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

3時間

備考

10日 20日 30日 40日▽異常事象発生（２次冷却材漏えい）▽事故発生の判断（1次主冷却系の強制循環冷却及び補助冷却設備の強制循環冷却失敗）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

当直長

状況判断

▽冷却材の昇温及び蒸発により、原子炉冷却材バウンダリが高圧に至ると判断▽原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や放射性物質等が流出と判断

手順の内容

・運転操作指揮

運転員A、B2

・原子炉冷却材バウンダリが高圧に至る
ことの判断

運転員D

1

・１次アルゴンガス系安全板より、ナトリ
ウム蒸気を格納容器（床下）に放出

・冷却材の著しい昇温及び蒸発が推定される場合に、原子炉冷却材
バウンダリが高圧に至ると判断する。

・安全板による過圧防止は、運転員の操作を介在しなくても、受動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、原子炉冷却材バウン
ダリ等の圧力の確認及び監視となる。

格納容器破損防止措置

状況判断

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーション確認

運転員A、B

2

・原子炉容器外に冷却材や損傷炉心物質等が流出したことの判断

3・安全容器による冷却材や損傷炉心物質の保持
・コンクリート遮へい体冷却系による冷却

運転員B、D、E・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 又は隔離が必要と判断した場合、手動アイソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め状態の監視を継続する。

・１次アルゴンガス系安全板より、ナトリウム蒸気が格納容器（床下）に放出されることを確認する。

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床下に漏えいした場合は、格納容器
床下温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。
・安全容器内圧力に著しい上昇が生じた場合に、原子炉容器外に冷却材や損傷炉心物質等が流出したと判断する。

・コンクリート遮へい体冷却系は、通常運転時からの継続運転であり、運転員の操作を介在しなくても、運転は継続されるが、冷却開始前から、通気風量及び通水流量を増加させる手順を実施する。

・安全容器により冷却材や損傷炉
心物質が保持されることを確認する。また、コンクリート遮へい体
冷却系の運転により、安全容器内にて保持した損傷炉心物質等を冷却する。

53 条(1)-添付 4-447[1256]

凡例：動作、確認

２次冷却材漏えい：プラント状態：判断

原子炉
確認「原子炉入口冷却材温度高」

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉自動停止：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置
１次主冷却系の強制循環冷却確認（No）
補助冷却設備の強制循環冷却確認（Yes） 原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風（Yes） 原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ 補助冷却設備：強制循環（No）

２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故

多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

自然循環移行（1ループ）（Yes） 原子炉停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：自然循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.13.1 図 炉心損傷防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-448[1257]

凡例：動作、確認

２次冷却材漏えい：プラント状態：判断
原子炉
確認「原子炉入口冷却材温度高」：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置
１次主冷却系の強制循環冷却確認

原子炉自動停止

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

（No）
補助冷却設備の強制循環冷却確認（Yes） 原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風（Yes） 原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ 補助冷却設備：強制循環（No）

２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

自然循環移行（1ループ）（No）（Yes） 原子炉停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：自然循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）【炉心損傷防止措置】

冷却材の昇温及び蒸発により、原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘが過温・過圧

冷却材の昇温及び蒸発により、原子炉冷却材ﾊﾞｳﾝ
ﾀﾞﾘが高圧に至ると判断

原子炉容器外に冷却材（ナトリウム）や放射性物質等が流出と判断

１次ｱﾙｺﾞﾝｶﾞ 系安全板
より、ﾅﾄﾘｳ 蒸気を格納容器（床下）に放出＊1＊2

格納容器アイソレーション確認「格納容器内圧力高」「格納容器内温度高」「格納容器内床上線量率高」（No）

格納容器手動アイソレーション

安全容器により、冷却材や放射性物質等を保持し、コンクリート遮へい体冷却系
により冷却

（Yes）
格納容器内閉じ込め確認

格納容器破損防止（主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1次・2次境界）
圧力上昇抑制）格納容器破損防止（格納容器ﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘ温度・圧力上昇抑制）

格納容器破損防止（保持した放射性物質等を冷却）＊1：ナトリウムによる熱的影響を緩和するため、断熱材及びヒートシンク材を整備＊2：原子炉運転中は格納容器（床下）を窒素雰囲気に保持【格納容器破損防止措置】

第 4.3.3.13.2 図 格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-449[1258]

18秒：「原子炉入口冷却材温度高」信号の発信、原子炉自動停止（原子炉保護系）

0秒：事象発生（1ループの2次冷却材漏えい）、当該ループ除熱能力完全喪失

第 4.3.3.13.3 図 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故（炉心損傷防止措置：1 ループ自然循環による冷却）

53 条(1)-添付 4-450[1259]

第 4.3.3.13.4 図 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-451[1260]

1 次/2 次境界

第 4.3.3.13.5 図 主中間熱交換器の原子炉冷却材バウンダリ（1 次・2 次境界）

53 条(1)-添付 4-452[1261]

第 4.3.3.13.6 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材温度及び炉心崩壊熱の推移）

第 4.3.3.13.7 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材液位及び冷却材蒸発率の推移）

53 条(1)-添付 4-453[1262]

セル1：格納容器（床上）
約13,000m3

セル3：外気格納容器（床上）⇔外気の通気
事故時の漏えい率に従って設定

常時空気雰囲気

格納容器鋼壁セル間の通気： 開口を通じた通気 （）

圧力差によるリーク（）

頂部（板厚12ｍｍ）
胴部（板厚25ｍｍ）

格納容器（床上）⇔格納容器（床下）の通気漏えい率試験に基づき設定

開口部（天井吹抜け構造）
による通気を設定

運転時窒素雰囲気
開口による
通気を設定

開口による
通気を設定

セル4：
格納容器（床下）③
約60m3

セル2：
炉容器ピット3
約130m
常時空気雰囲気

格納容器（床下）雰囲気に

セル5：格納容器（床下）②約2500m3

接する床、壁及び天井にはライナを敷設運転時窒素雰囲気

ナトリウム蒸気流出
セル（セル6）

セル6：格納容器（床下）①3
約2300m

運転時窒素雰囲気

Na蒸気放出ヒートシンク材・断熱材

全面積
69m2
第 4.3.3.13.8 図 ＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲにおける解析体系

53 条(1)-添付 4-454[1263]

第 4.3.3.13.9 図 格納容器内圧力の推移

第 4.3.3.13.10 図 格納容器鋼壁温度の推移
53 条(1)-添付 4-455[1264]

第 4.3.3.13.11 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材温度及び炉心崩壊熱の推移：不確かさの影響評価）

第 4.3.3.13.12 図 炉内事象推移の計算結果（原子炉容器内冷却材液位及び冷却材蒸発率の推移：不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-456[1265]

格納容器内圧力（kg/cm2[gage]）

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30
時間（d）

第 4.3.3.13.13 図 格納容器内圧力の推移（不確かさの影響評価）

格納容器鋼壁温度（℃）

70

60

50

40
0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30
時間（d）

第 4.3.3.13.14 図 格納容器鋼壁温度の推移（不確かさの影響評価）

53 条(1)-添付 4-457[1266]

4.3.3.14 全交流動力電源喪失事故（１）事故の原因及び説明
全交流動力電源喪失事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で外部電源が喪失し、原子炉が「電源喪失」により自動停止した後、非常用ディーゼル電源系のディーゼル発電機（2基）の自動起動に失敗し、一般電源系及び非常用ディーゼル電源系の電源が全て同時に失われる事象として考える。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
全交流動力電源喪失事故では、原子炉自動停止後の崩壊熱除去において、炉心の冷却機能が喪失することから、炉心の露出によって炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、伝熱特性に優れた単相のナトリウムを冷却材に使用していることから、強制循環機能喪失時にも自然循環による崩壊熱の除去が可能となる特徴を踏まえ、仮設電源設備等も活用した炉心損傷防止措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と全交流動力電源喪失事故の特徴から、炉心の著しい損傷に至らないことを考慮し、格納容器破損防止措置を講じる。
全交流動力電源喪失事故では、独立した 2 ループの１次主冷却系及び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により原子炉停止後の崩壊熱を除去し、炉心の著しい損傷を防止する。
独立した 2 ループの自然循環による炉心損傷防止措置は 1 系統の動的機器を要する措置と比べて信頼性が極めて高く、炉心の著しい損傷は防止できる。また、1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却
失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価で示すとおり、1 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷は防止される。
全交流動力電源喪失事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.14.1 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、ディーゼル発電機（2 基）の自動起動失敗を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
全交流動力電源喪失事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．１次主冷却系の主中間熱交換器は、炉心と高低差を付けて設置し、ナトリウムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とする。
ｂ．２次主冷却系の主冷却機は、主中間熱交換器と高低差を付けて設置し、ナトリウ
ムの物理的特性による受動的な自然循環を可能とするとともに、主冷却機の自然通風による崩壊熱除去を可能とする。また、主冷却機の自然通風量は手動でも制御可能とする。
ｃ．全交流動力電源喪失の長期化による直流及び交流無停電電源系の喪失を想定し、事故対策上必要な操作は手動で対応できるものとするとともに、仮設計器により、監視を実施できるものとする。
53 条(1)-添付 4-458[1267]

ｄ．ディーゼル発電機については、その起動失敗に係る原因を調査し、復旧に努めるものとする。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
全交流動力電源喪失事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。
これらは、影響緩和を目的とする。
ａ．1 ループの炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定し、1 ループの１次主冷却系及
び２次主冷却系の自然循環並びに主冷却機の自然通風により、炉心の著しい損傷を防止する。また、主冷却機の自然通風量は手動でも制御可能とする。
（ⅲ）その他
ａ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材全交流動力電源喪失事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.14.1 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。また、仮設電源設備を整備する。
（５）作業と所要時間
全交流動力電源喪失事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.14.2 表に示す。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 6 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置
本評価事故シーケンスの事象進展及び炉心損傷防止措置は「4.3.3.12 外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故」と同じである。このため、措置の有効性の評価は「4.3.3.12
外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、全交流動力電源喪失事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
炉心の冷却に係る格納容器破損防止措置の有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」の炉心損傷防止措置の有効性評価に包絡される。このため、措置の有効性評価は「4.3.3.13 ２次冷却材漏えい及び強制循環冷却失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、外部電源喪失及び強制循環冷却失敗の重畳事故を想定しても炉心の著しい損傷は防止される。また、格納容器の破損も防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。
53 条(1)-添付 4-459[1268]

第4.3.3.14.1表 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等
設備

動作・判断・操作

手順

原子炉
スクラム
（自動停止）
確認

・「電源喪失」による原子炉
トリップ信号発信及び原子炉スクラム（自動停止）について、原子炉保護系（スクラム）の動作及び核計装（線形出力系）等の監視によりを確認する。

事故発生の判断

・ディーゼル発電機（2 基）の自動起動に失敗した場合は事故発生と判断する。

自然循環移行・１次主冷却系（自然循環）、２次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認す
る。

常設設備

可搬設備

計装設備

①制御棒
②制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②原子炉トリップ信号「電源喪失」③核計装（線形出力系）－－①M/C の電圧計①１次主冷却系②２次主冷却系①仮設電源設備②仮設計器①原子炉出入口冷却材
温度、１次主冷却系
冷却材流量、主冷却
器出口冷却材温度、２次主冷却系冷却材
流量

下線部が炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-460[1269]

第4.3.3.14.2表 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

5

10

20

30

60

120

180

10日 20日 30日 40日

備考▽異常事象発生（外部電源喪失）

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容

当直長

▽事故発生の判断（ディーゼル発電機（2基）の自動起動失敗）

・運転操作指揮

運転員A

1・原子炉スクラム確認

運転員A、D

2

・事故発生の判断

運転員A、B、C、D

4・自然循環移行

運転員E

1・ディーゼル発電機の起動失敗の原因調
査・復旧

状況判断

炉心損傷
防止措置

・「電源喪失」による原子炉保護
系（スクラム）動作を確認する。
・ディーゼル発電機（2基）の自動起動失敗を確認する。
・１次主冷却系（自然循環）、２
次主冷却系（自然循環）及び主冷却機（自然通風）の運転状況を確認する。
・仮設発電機、仮設計器等により温度監視等を行う。
・ディーゼル発電機の起動失敗の原因を調査し、その復旧に努める。

53 条(1)-添付 4-461[1270]

凡例：動作、確認：プラント状態

外部電源喪失：判断：運転員と対策要員の作業
運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故

原子炉ｽｸﾗﾑ確認「電源喪失」：有効性評価上期待しない措置

原子炉自動停止

ディーゼル発電機（2基）の自動起動確認（No）（Yes） 原子炉自動停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：ポニーモータ低速運転
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

全交流動力電源喪失事故
多量の放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

自然循環移行（Yes） 原子炉停止後の崩壊熱除去
・ １次主冷却系：自然循環
・ ２次主冷却系：自然循環
・ 主冷却機：自然通風

炉心損傷防止（崩壊熱を除去）【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.14.1 図 炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-462[1271]

4.3.3.15 冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故（１）事故の原因及び説明
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故は、原子炉の出力運転中に、何らかの原因で原子炉容器内に異物が存在し、燃料集合体内の冷却材流路のうち、複数のサブチャンネル（燃料集合体内の燃料要素あるいはラッパ管によって囲まれる冷却材流路）が千鳥格子状に閉塞される事象として考える。燃料集合体内の冷却材流路が千鳥格子状に閉塞されると、除熱能力が低下し、燃料要素が昇温して破損に至る可能性がある。また、破損した燃料要素から内部に蓄積されていた核分裂生成ガスが放出され隣接する燃料要素に衝突すると、隣接燃料要素の除熱が阻害されて燃料要素の破損伝播に至る可能性がある。
（２）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の基本的な考え方
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故では、複数のサブチャンネルが千鳥格子状に閉塞することにより燃料集合体内の局所的な昇温状態が継続することによって燃料要素の破損が拡大して燃料集合体が損傷し、損傷領域が隣接する燃料集合体に破損伝播して、炉心の著しい損傷に至る可能性がある。
本原子炉施設においては、伝熱特性に優れたナトリウムを冷却材に使用していることから、冷却材流路閉塞時にも過度に炉心温度が上昇しない特徴を踏まえ、運転員が燃料の破損を検知し、手動で原子炉を停止する炉心損傷防止措置を講じる。また、炉心損傷防止措置が機能しないことを仮定した場合でも、本原子炉施設の設計の特徴と冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事
故の特徴から、直ちに炉心の著しい損傷に至らないが、炉心の著しい損傷に至った場合に、損
傷炉心物質の冷却及び機械的エネルギーの影響緩和のための格納容器破損防止措置を講じる。
燃料要素が破損した場合には、破損した燃料要素から放出された核分裂生成ガスを燃料破損検出系により検出し、運転員が手動で原子炉を停止することで、燃料要素が破損伝播して炉心の著しい損傷へと拡大することを防止する。
仮に、何らかの原因で炉心損傷防止措置（運転員による原子炉の手動停止）に期待できないとした場合、炉心の著しい損傷に至る可能性があることから、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）により、損
傷炉心物質を冷却することで原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制し、原子炉容器内に放射性物質等を閉じ込める措置を講じることで格納容器の破損を防止する。また、炉心の著しい損傷に至った場合、燃料の溶融に伴う即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器から格納容器（床上）にナトリウムが噴出する可能性があるため、回転プラグを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により即発臨界超過の影響を緩和し、格納容器の破損を防止する。
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の対応手順の概要を第 4.3.3.15.1 図及び第 4.3.3.15.2 図に示す。本評価事故シーケンスにおいて、多量の放射性物質等を放出するおそれのある事故への移行は、冷却材流路閉塞（千鳥格子状）の形成時点を起点とする。
（３）炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置（ⅰ）炉心損傷防止措置
53 条(1)-添付 4-463[1272]

冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故において、炉心の著しい損傷を防止するための措置を以下に示す。炉心損傷防止措置は、事故の拡大の防止を目的とする。
ａ．燃料集合体のエントランスノズルには、炉心支持板の構造と相まって冷却材流量を調節するためのオリフィス孔を複数個設け、燃料集合体への冷却材の入口流路が同時に閉塞されることを防止する。
ｂ．燃料要素は、隣接する燃料要素間の間隙を保持するためのワイヤスペーサを巻いた状態で、燃料集合体内に支持するものとし、冷却材流路が同時に閉塞され ることを防止する。
ｃ．流路閉塞により、燃料要素が破損した場合、異常を早期に検出するため、中央制
御室に警報を発する燃料破損検出系（遅発中性子法燃料破損検出設備）を整備する。
ｄ．燃料破損検出系の警報により、運転員は手動で原子炉をスクラムにより原子炉を停止できるものとする。
e. 流路閉塞が生じ、燃料要素が破損した場合に、異常を早期に検出するため、中央制御室に警報を発する燃料破損検出系（カバーガス法燃料破損検出設備）を整備する。なお、本措置は上記 c．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
f. 原子炉の停止失敗を検知した場合には、運転員は手動で原子炉を停止できるものとする。当該操作手順には、手動操作による制御棒駆動機構の制御棒保持電磁石
励磁断又は後備炉停止制御棒駆動機構の後備炉停止制御棒保持電磁石励磁断に
より制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法、制御棒駆動機構又は後備炉停
止制御棒駆動機構により手動操作にて制御棒又は後備炉停止制御棒を挿入する方法がある。なお、本措置は上記ｄ．の措置による炉心損傷防止措置の有効性を確認した上で、安全性向上のために自主的に講じる措置である。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故において、格納容器の破損を防止するための措置を以下に示す。これらは、影響緩和を目的とする。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．原子炉冷却材バウンダリの温度上昇を抑制するため、１次主冷却系における強制循環（長期対策としては１次主循環ポンプのポニーモータを使用）、２次主冷却系の強制循環（長期対策としては自然循環）及び主冷却機の強制通風（長期対策としては自然通風）による原子炉容器内冷却を可能とする。
ｂ．回転プラグ及びその固定ボルトを含む原子炉容器構造及び格納容器構造により、即発臨界超過により放出されるエネルギーによって原子炉容器の上部から格納容器内に噴出したナトリウムの影響を緩和する。
ｃ．燃料が破損したと推定される場合は、原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバー
ガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留する。
ｄ．格納容器（床上）へナトリウムが噴出し、格納容器内の圧力、温度及び床上放射能レベルが異常に上昇した場合は、「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」及53 条(1)-添付 4-464[1273]

び「格納容器内床上線量率高」により警報が中央制御室に発せられ、工学的安全
施設の作動により、格納容器から放出される放射性物質を低減する。なお、工学的安全施設は、手動操作によっても作動できるものとする。
（ⅲ）その他
ａ．原子炉施設における放射性物質の濃度及び放射線量並びに周辺監視区域の境界付近における放射線量を監視及び測定するための放射線管理施設により、迅速な対応のために必要な情報を収集する。
ｂ．防護活動組織を編成して事故の拡大防止や影響緩和に必要な措置を講じる。
（４）資機材
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置に使用する設備等を第 4.3.3.15.1 表及び第 4.3.3.15.2 表に示す。これらの設備等は、基準地震動による地震力に対して機能を喪失しないように整備する。
（５）作業と所要時間
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故における炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間を第 4.3.3.15.3 表及び第 4.3.3.15.4 表に示す。燃料破損が発生し、燃料破損検出系の警報が発報した場合に、運転員は、原子炉を手動でスクラムする手順とする。この場合、燃料破損発生から運転員が原子炉を停止するまでに要する時間は、燃料破損検出系の検出時間約 40 分と運転員の操作時間約 20 分の合計 1 時間としている。ここで、燃料破損検出系の検出時間については設備の機能に時間余裕を含めて設定しており、運転員の操
作時間についても中央制御室で信号を確認して手動スクラムするのに要する時間に時間余裕を含めて設定している。
本評価事故シーケンス発生時に必要な監視等の措置の項目、各措置の所要時間を含めた必
要な要員数について確認した。炉心損傷防止措置に必要な要員は 3 名、格納容器破損防止措置に必要な要員は 6 名であり、中央制御室に常駐している運転員 6 名（「核原料物質、核燃料物
質及び原子炉の規制に関する法律」に基づく原子炉施設保安規定において、中央制御室に当直
長 1 名、副当直長 1 名を含む 6 名以上の運転員を確保することを定める。）で対処可能である。なお、措置は、主に中央制御室内で実施するため、大洗研究所内の他の試験研究用等原子炉施設との同時被災を想定しても対処可能である。
（６）措置の有効性評価（ⅰ）炉心損傷防止措置ⅰ）基本ケース
ａ．解析条件
計算コードＡＳＦＲＥにより解析する。本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を以下に示す。最適条件での評価を基本とするものの、局所的な事故であることから実際よりも厳しい結果を与える初期条件を仮定する。
1）閉塞が形成されていない健全状態の燃料最高温度及び被覆管最高温度は、そ
れぞれ、熱的制限値である 2,350℃及び 620℃とする。
2）冷却材最高温度及び燃料集合体入口温度は、それぞれ、600℃及び 350℃とする。
53 条(1)-添付 4-465[1274]

3）最大線出力密度及び集合体発熱量は、それぞれ、418W/cm 及び 2.24MW とする。
4）閉塞前の集合体流量は、8.57kg/s とする。
5）閉塞形態は、燃料集合体の最外周のサブチャンネルを除くサブチャンネルが、千鳥格子状に瞬時に完全閉塞されることを想定する。
6）閉塞物の物性値には、原子炉容器内構造物の構造材のものを使用する。
7）閉塞の軸方向位置は、被覆管温度が最も高くなる炉心部上端とする。
8）閉塞部の厚みは、ワイヤスペーサ巻きピッチ（209mm）の 1/3 とする。
9）核分裂生成ガスのジェット衝突領域での被覆管外表面熱伝達係数は、10,000
W／m2K とする。
10）燃料破損検出系の警報により、運転員が手動で原子炉をスクラムし、2 ルー
プの１次主循環ポンプのポニーモータの低速運転により、原子炉停止後の崩壊熱を除去する。
11）燃料ペレット－被覆管間隙のギャップ熱伝達率は、0.7W/cm2℃とする。
12）措置として整備する設備の単一故障は仮定しない。
13）崩壊熱は、連続運転により炉心燃料が平均燃焼度に到達する保守的な想定として計算したノミナル値（最適評価値）を用いる。
ｂ．解析結果
冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故が発生すると、閉塞された流路に接する燃料
要素の被覆管最高温度及び冷却材最高温度は、それぞれ約 720℃及び約 640℃まで上昇するが、熱設計基準値を超えず、被覆管が内圧により機械的に破損することはない。また、燃料最高温度は約 2,360℃であり、評価項目を満足する。
しかしながら、長期間高温に維持されることを想定すると、クリープ破損が生じる可能性がある。閉塞された流路に接する燃料要素がクリープ破損した場合、燃料要素の内部に蓄積されていた核分裂生成ガスが放出され、隣接する燃料要素に衝突することで、隣接する燃料要素の被覆管温度が上昇する。
ガス放出時の被覆管温度の解析結果を第 4.3.3.15.3 図に示す。被覆管最高温度
は、約 800℃まで上昇するが、熱設計基準値を超えず、被覆管が内圧により機械的に破損することはない。また、燃料最高温度及び冷却材最高温度は、約 2,360℃及び約 770℃であり、評価項目を満足する。核分裂生成ガス放出の継続時間は約 10 秒
であり、その後、被覆管温度は初期の温度に低下する。核分裂生成ガスのジェット
衝突期間中の被覆管のクリープ寿命分数和の増分は 0.0003 であり、クリープ破損が急速に伝播することはない。
燃料要素の内部に蓄積されていた核分裂生成ガスが放出されると、燃料破損検出
系により、その破損を検知することで、運転員は手動で原子炉を停止し、原子炉は崩壊熱除去運転に移行する。この間、他の燃料要素が新たに破損することはなく、急速な破損伝播が起こることはない。
崩壊熱除去運転へ移行後は、燃料要素の被覆管最高温度及び冷却材最高温度はそれぞれ低下し、事象は安定した状態で静定し事故は収束する。
以上より、冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故を想定しても、炉心の著しい損傷
53 条(1)-添付 4-466[1275]

は防止される。
ⅱ）不確かさの影響評価
炉心損傷防止措置の有効性評価における不確かさについて、計算コードの不確かさの影
響は小さい。運転員操作の時間に係る不確かさについては、「（５）作業と所要時間」に示
すとおり、適切な余裕を考慮しており、その影響は小さい。解析条件に係る不確かさについて、評価項目である被覆管最高温度等の結果に影響を及ぼすと考えられる解析条件は、「ⅰ）基本ケース」に示すとおり、解析結果を厳しくするよう保守的な条件設定を行っており、不確かさの影響は「ⅰ）基本ケース」に十分に包絡される。具体的には、燃料被覆管の初期温度、ガスジェット放出時間及びガスジェット放出時の熱伝達率の不確かさが考えられるが、「ⅰ）基本ケース」において、それぞれ、初期温度を通常の運転状態と異なる熱的制限値、ガスジェット放出時間は燃焼末期の最も核分裂生成ガスが蓄積された状態を想定した時間、ガスジェット放出時の熱伝達率は実験結果をもとに算出した保守的な値を設定していることから、これらの不確かさを包絡した解析としている。また、結果に影響を及ぼす上記以外の解析条件として閉塞位置等の想定の不確かさがある。閉塞が形成される位置については、燃料集合体内に外部から混入する異物の閉塞形成のメカニズムから
燃料要素バンドルの下部の非発熱部に形成される可能性が高いと考えられるが、本解析においては、熱的に最も厳しい条件となる発熱部の上端位置での閉塞を想定していることか
ら閉塞位置の不確かさを包絡している。
（ⅱ）格納容器破損防止措置
本評価事故シーケンスにおいて、局所的な異常が拡大した場合の炉心損傷の影響について
は、原子炉停止失敗により炉心全体で多数の燃料集合体の損傷が生じる「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」に包絡される。
このため、措置の有効性の評価は、「4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信
失敗の重畳事故」において実施する。
上記の評価結果から、冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故を想定しても格納容器の破損は防止され、施設からの多量の放射性物質等の放出は防止される。

53 条(1)-添付 4-467[1276]

第4.3.3.15.1表 炉心損傷防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作

手順

事故発生
の判断
（燃料破損検出系による破損の検出）

原子炉
手動停止

設備
常設設備

可搬設備

計装設備

・燃料破損検出系（遅発中性子法燃料破損検出設備）により、燃料要素の被覆管が破損したことを確認する。

－－①遅発中性子法燃料
破損検出設備・手動スクラム、制御棒保持
電磁石励磁手動断、後備炉
停止制御棒保持電磁石励磁
手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後
備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動
挿入により、原子炉を停止する。

①原子炉保護系（スクラム）
手動スクラム②制御棒③制御棒駆動系④後備炉停止制御棒⑤後備炉停止制御棒駆動系－①原子炉保護系（スクラム）②核計装（線形出力系）

下線部が炉心損傷防止措置に使用する資機材

第4.3.3.15.2表 格納容器破損防止措置に使用する設備等
動作・判断・操作

設備

手順

常設設備

可搬設備

計装設備

・１次主冷却系（強制循環）の運転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は自然
通風）に異常等がないことを確認する。

①１次主冷却系②２次主冷却系－①原子炉出入口冷却
材温度、１次主冷
却系冷却材流量、主冷却器出口冷却材温度、２次主冷
却系冷却材流量

原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カバーガス
等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウンダリを隔離する。

①１次アルゴンガス系
１）原子炉カバーガスのバウンダリに属する
容器・配管・弁（ただし、計装等の小口径のものを除く。）－①原子炉カバーガス
圧力計②燃料破損検出系

格納容器
アイソレーション
確認

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。

－①原子炉保護系（アイソレーション）②アイソレーション
信号「格納容器内
圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床上
線量率高」

原子炉容器内冷却確認①格納容器②格納容器バウンダリに属する配管・弁

下線部が格納容器破損防止措置に使用する資機材53 条(1)-添付 4-468[1277]

第4.3.3.15.3表 炉心損傷防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

20

10

30

40

50

60

90

120

180

備考

240

▽冷却材流路閉塞による燃料要素の被覆管破損

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容

当直長

状況判断

炉心損傷
防止措置

▽事故発生の判断（燃料破損検出系による破損の検出）

・運転操作指揮

運転員A、D

2

運転員A

1

・事故発生の判断

・燃料破損検出系（遅発中性子法
燃料破損検出設備）により、燃料要素の被覆管が破損したことを確認する。

・原子炉手動停止

・手動スクラム、制御棒保持電磁
石励磁手動断、後備炉停止制御棒
保持電磁石励磁手動断、制御棒駆動機構による制御棒手動挿入又は後備炉停止制御棒駆動機構による後備炉停止制御棒手動挿入により、原子炉を停止する。

第4.3.3.15.4表 格納容器破損防止措置の手順及び各手順の所要時間
経過時間（分）必要な要員と作業項目

10

20

30

40

50

60

90

120

180

240

備考

▽冷却材流路閉塞による燃料要素の被覆管破損

手順の項目

要員（名）
（作業に必要な要員数）

手順の内容▽事故発生の判断（燃料破損検出系による破損の検出）▽原子炉停止失敗と判断▽炉心の著しい損傷の有無を判断

当直長

状況判断

運転員A

・運転操作指揮

1

・原子炉手動停止失敗と判断

・原子炉手動停止に失敗した場合
は原子炉手動停止失敗と判断する。

運転員B、C2

・原子炉容器内冷却確認

・１次主冷却系（強制循環）の運
転状況を確認するとともに、２次主冷却系（強制循環又は自然循環）及び主冷却機（強制通風又は
自然通風）に異常等がないことを
確認する。

運転員D

1

・原子炉冷却材バウンダリ及び原子炉カ
バーガス等のバウンダリ内に放射性物質を閉じ込め、貯留・燃料が破損したと推定される場
合、放射性物質を閉じ込めるため、原子炉カバーガス等のバウン
ダリを隔離する。

・格納容器アイソレーション確認
・格納容器手動アイソレーション

・「格納容器内圧力高」、「格納容器内温度高」、「格納容器内床
上線量率高」により、原子炉保護系（アイソレーション）が動作し、工学的安全施設が自動的に作動し、隔離されることを確認する。
・多量のナトリウムが格納容器床上に噴出した場合は、噴出直後に格納容器床上温度が60℃を超過して原子炉保護系（アイソレーション）が動作する。
・隔離に失敗している場合は手動で隔離する。

格納容器破損防止措置

運転員A、E

2

・格納容器アイソレーションは、運転員の操作を介在しなくても、自動的に機能するよう設計している。 このため、運転員の操作はなく、運転員の役割は、隔離状態の確認及び監視となる。
・格納容器隔離に失敗したと判断した場合、 手動ア イ
ソレーション操作を開始する。操作実施後は、放射性物質の閉じ込め、貯留状態の監視を継続する。

53 条(1)-添付 4-469[1278]

凡例：動作、確認：プラント状態：判断：運転員と対策要員の作業：有効性評価上期待しない措置

運転時の異
常な過渡変
化又は設計
基準事故
冷却材流路閉塞（1サブチャンネル）事故

冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故
多量の
放射性物質等
を放出する
おそれ
のある事故

燃料破損検出系
により破損を検出

原子炉手動停止（Yes）

炉心損傷防止（原子炉停止）【炉心損傷防止措置】

第 4.3.3.15.1 図 炉心損傷防止措置の対応手順の概要

53 条(1)-添付 4-470[1279]

第 4.3.3.15.2 図 格納容器破損防止措置の対応手順の概要
53 条(1)-添付 4-471[1280]

850

800

被覆管温度（℃）

750
700
650
600
550

被覆管最高温度

500

0

5

10

15

20

時間（s）

第 4.3.3.15.3 図 冷却材流路閉塞（千鳥格子状）事故（核分裂生成ガスジェット衝突時の隣接燃料被覆管の温度推移）

53 条(1)-添付 4-472[1281]

4.4 使用済燃料貯蔵設備の冷却機能が失われ、使用済燃料の損傷が想定される事故
4.4.1 使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故（１）事故の原因及び説明
使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故は、全交流動力電源喪失により、原子炉附属建物使用済燃料貯蔵設備の水冷却浄化設備が機能を喪失することで、冷却水の蒸発により使用済燃料の冠水又は放射線の遮蔽機能が維持できなくなり、使用済燃料の破損又は多量の放射線の放出に至る可能性がある事象として考える。
（２）事故の拡大防止のための措置
使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故の拡大の防止のための措置を以下に示す。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．水冷却池については、十分な水深を確保する。
ｂ．水冷却池は、水の流出を防止するため、コンクリート壁をステンレス鋼で内張りした強固な構造とし、かつ、排水口を有しないものとする。
ｃ．水冷却池には、その水位を測定でき、かつ、その異常を検知できる設備を設けるものとする。また、当該設備を使用できない場合にあっても、作業員がその水位を確認できるものとする。
ｄ．使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合、可搬式ポンプ及びホースにより、水冷却池に水を供給する。
（３）資機材
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合における事故の拡大を防止するための措置として使用する設備等は、可搬式ポンプ及びホースとする。
（４）作業と所要時間
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合における事故の拡大を防止するための措置にあっては、訓練の実績等に鑑み、水冷却池に水を供給する措置を講じるのに必要な期間は、
保守的に約 2 日間とする。
（５）措置の有効性評価
使用済燃料貯蔵設備の冷却機能を喪失した場合の水冷却池の水位の変化を第 4.4.1.1 図に示す。使用済燃料頂部の上方 2ｍ（グラウンドレベル基準－5.75ｍ）まで水位が低下するのに要する期間が約 59 日であるのに対し、水冷却池に水を供給する措置を講じるのに必要な期間
は約 2 日間であり、当該措置に必要な期間は確保され、当該水位まで水位が低下することはな
い。
また、これらの給水及び水位確保に係る措置により、水冷却池の水位を基準以上に維持することで、使用済燃料等の臨界管理に係る寸法及び形状は保持される。さらに、仮に使用済燃料等が損傷した場合にあっても、水冷却池内の水により、環境への放射性物質の放出は低減される。

53 条(1)-添付 4-473[1282]

第 4.4.1.1 図 使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故時の水冷却池水位の変化

53 条(1)-添付 4-474[1283]

4.4.2 使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故（１）事故の原因及び説明
使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故は、原子炉附属建物使用済燃料貯蔵設備の水冷却浄化
設備の配管が破断した際に、サイフォン現象等により、使用済燃料の冠水又は放射線の遮蔽機能が維持できなくなり、使用済燃料の破損又は多量の放射線の放出に至る可能性がある事象として考える。
（２）事故の拡大防止のための措置
使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故の拡大の防止のための措置を以下に示す。なお、事故の状況に応じて、これらの措置を適切に組み合わせるものとする。
ａ．水冷却池については、十分な水深を確保する。
ｂ．水冷却池は、水の流出を防止するため、コンクリート壁をステンレス鋼で内張りした強固な構造とし、かつ、排水口を有しないものとする。
ｃ．水冷却池には、その水位を測定でき、かつ、その異常を検知できる設備を設けるものとする。また、当該設備を使用できない場合にあっても、作業員がその水位を確認できるものとする。
ｄ．水冷却浄化設備の配管破断が生じた場合に、サイフォン現象等により、使用済燃料等の冠水が維持できない状況に至ることがないようにサイフォンブレーカーを設ける。なお、サイフォンブレーカーは多様性を有するものとし、このうち一つは、開口部を水面下に位置させる構造とすることで、水位の低下による開口部の開放により、受動的なサイフォンブレーク機能を有するものとする。
ｅ．配管の破断により冷却機能を喪失した場合、可搬式ポンプ及びホースにより、水
冷却池に水を供給する。
（３）資機材
使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故の拡大を防止するための措置に使用する設備等は、水冷却浄化設備サイフォンブレーカー、可搬式ポンプ及びホースとする。
（４）作業と所要時間
使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故の拡大を防止するための措置の所要時間は、4.4.1 使
用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故に同じである。
（５）措置の有効性評価
使用済燃料貯蔵設備冷却水喪失事故の拡大を防止するための措置の有効性は、4.4.1 使用済燃料貯蔵設備冷却機能喪失事故に同じである。

53 条(1)-添付 4-475[1284]