TK-1-1467 改0

東海第二発電所
工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）
平成３０年７月１３日
日本原子力発電株式会社

本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（１／５）
過去の審査会合※で抽出した工事計画認可申請に係る論点に対するコメントは下表のとおり。今回はその一部について回答する。
※ 第562回審査会合（H30.4.5），第572回審査会合（H30.5.17），第578回審査会合（H30.5.31），
第588回審査会合（H30.6.14），第591回審査会合（H30.6.26），第595回審査会合（H30.7.3）
第599回審査会合（H30.7.10）

コメント内容

白丸数字

過去の審査会合において，今後の予定として示したもの

黒丸数字

過去の審査会合において，ご指摘を頂いたもの

審査会合
分 類

論

点

コメント内容7/19回答分① 止水機構の追従性に係る２次元及び３次元の解析結果

完了（5/31）② 止水機構の追従性に係る実証試験（加振試験）結果

完了（5/31）実証試験結果のうち，鉛直方向に長周期のうねりが出る原因について，３方向同時加振時に出て，鉛直加振で出ないことを踏まえて，合理的に説明できる根拠を示した上で特定すること

1
耐津波

振動台のY軸に対しての回転変位（ローリング）について，試験結果に与える影響を示すこと

鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性

実機解析を工認に適用することを踏まえ，解析の信頼性を示すこと
実証試験結果を踏まえて解析にフィードバックする項目はないか，応力評価において実証試験と解析の違いを考慮する必要がないか検討すること
試験結果と実証試験モデル結果の差が浸水防止機能に影響を及ぼすか否かを分析し，今後設計への反映の有無を示すこと
止水板の隙間に対する公差について，実機を考慮したうえで設定し，解析モデルの結果の扱いを示すこと。

2防潮堤ル ート 変更 後の 敷地－
遡上津波の浸水深・流速3

可搬型設備の耐震性

機器の動的機能維持評価○
完了（7/3）完了（7/3）完了（7/3）○－完了（5/17）① 加振波のFRSが保管場所のFRSを包絡していること

完了（4/5）② 加振試験結果

完了（4/5）構造等がＪＥＡＧ適用外の機器に対して，抽出した評価対象部位に係る動的機能維持の評価結果に

4

完了（7/3）① ついて説明評価部位「⑥逃がし弁」について，評価項目「加速度」に対する許容値の出典及び適用性を示すこと

完了（5/31）完了（6/14）耐震

5① 解析モデル長さの影響確認結果（解析モデル長さ2.0m及び2.5m）

完了（6/14）

スタンドパイプ225本モデルにおける補強板が解析に与える影響

完了（6/14）引張試験における荷重（モーメント）の比較

完了（6/14）

ドライヤスカート部との干渉に係る解析上の扱い

完了（6/14）

スタンドパイプの耐震評価

1

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（２／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容7/19回答分678

設置変更許可段階で示した「敷地全体の原地盤の液状化強度特性」の代表性及び網羅性
設置変更 許可 段階 で示 した ①
D2g-3層の液状化強度試験箇所の代表性について，各孔のボーリング柱状図及びN値を整理し，総解析用液状化強度特性の代合的に説明すること
表性及び網羅性
使用済燃料乾式貯蔵建屋を個別の評価対象とした根拠（３つの建屋を除外した理由も含む）及び地
盤改良の有無鋼製防護壁の上部・下部構造の接合部の評価① 三次元解析（COM３）の評価結果
鋼製防護壁の荷重の伝達メカニズムや3次元挙動について整理し，設計荷重を超える荷重について，
3次元解析における照査値の小さいものを整理して説明すること

立坑構造物の解析モデル変① 立坑構造物の評価結果
更① 局所応力の取扱い，許容限界の説明方針および評価結果

耐震9

原子炉建屋基礎盤の耐震評
価

応力平均化について，平均化する方向を整理して示すこと。

① 観測記録がシミュレーション解析結果を上回ることに対する設備影響評価結果
地震 観測 記録 を踏 まえ た耐

10 震評価への影響

機 器の 動的 機能 維持 評価 ①

11 （弁の高振動数領域の考慮）

機械設計

降下火砕物に対する建 屋の ①

12 健全性

SA時の強度評価における設13 計方針

次回以降完了（7/3）完了（7/3）
次回以降
次回以降完了（7/3）

せん断終局強度を適用することの妥当性（今回工認、東二建設時、他サイトのＳクラス基礎の設計ク
完了（7/3）
ライテリアの違いを考慮した説明）
せん断終局強度を適用することを踏まえ，Ｓクラスの機器・配管系に対する支持機能への影響を検討
次回以降した上で，せん断終局強度を適用する際の配慮について設計方針を示すこと

基礎スラブの面外せん断耐力実験の結果について，東海第二の原子炉建屋基礎盤への適用性をより詳細に検討すること
地震荷重見直し前後の比較について，計算条件の変更点を整理し，評価結果に支配的な変更点を分析して示すこと

外部事象

完了（7/3）

次回以降
次回以降
次回以降
完了（7/3）

使用済燃料プール周辺の3次元応答性状が使用済燃料プールの評価に及ぼす影響

完了（7/3）

評価対象要素及び対象とする入力地震動の選定根拠を示すこと

次回以降

高振動数領域まで考慮した評価結果

完了（7/3）100Hzまで考慮した応答加速度において，比較的大きな応答増加率を示す弁について振動特性等を考慮して応答増加要因を推定し説明すること

次回以降

原子炉建屋の主トラスについて，発生する応力が許容限界を超えないことの確認結果

完了（4/5）３次元FEMにおける鉄骨材とスラブの拘束条件，実際のスラブの応力，歪の分布，鉄骨材とスラブの接合部の状態を示す
強度評価方針として、適用基準は保守側を採用するとしていることに対し，応力係数について現実的な値（0.5）を採用することの考え方

完了（5/31）完了（5/31）2

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（３／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容7/19回答分

14

SA時の強度評価における設SA時機械荷重（ジェット荷重や主蒸気逃がし安全弁の吹き出し反力）を定量的に算出し，順次計算結
次回以降
計 条 件 （ SA ク ラス ２ 機 器 で ① 果を示す
あって，クラス１機器の設計条完了（6/14）建設時の設計条件を使用することを含め，強度評価条件の妥当性を示す
件）
設計基準事故時の動荷重に包絡されること等の確認結果
SRV作動時の動荷重が，DBA条件を包絡することについて，圧力干渉効果や圧力上昇率等の考察を① 添えて説明すること（単弁作動時よりも多弁作動時の方が発生荷重が小さくなることの説明も含む）
15

ＦＣＩ時及びベント時の動荷重が，ＤＢＡのＬＯＣＡ時を包絡することについて，ＬＯＣＡ時の荷重をどのような条件で設定しているかを示したうえで説明すること

強度評価におけるPCV動荷重の考慮

SA環境を考慮したPCV閉じ込 ①

機械設計

圧縮永久ひずみ率のデータ拡充による閉じ込め機能の評価値の妥当性② ガスケット増厚による閉じ込め機能の評価における開口量評価の裕度

②

17

調整中

調整中
完了（4/5）完了（4/5）

ブローアウトパネル開放の実証試験結果
完了（7/3）（6/14追加）開放試験については，パネルが躯体から外れて落下していることを確認すること
プローアウトパネル閉止装置の実証試験（加振試験）及び開閉動作試験、気密性能試験の結完了（6/26）
果
ブローアウトパネル閉止装置の実証試験（加振試験）での不具合を踏まえた対策検証につい完了（7/10）て①

ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

調整中

DBA・SA時のPCV動荷重を決定する要素を定量的に説明（6/14追加）シーケンスによっては動作する弁数や作用する圧力も異なることから、各々の動荷重について丁寧に説明すること完了（7/3）（6/14追加）動荷重については設計で元々どういう荷重で評価しているのか(既設の設計裕度)、元々の設計の考え方から追って、許容値の包絡性を説明すること
ＳＡ時の応力について，ＳＡ水位の影響について説明すること

16 め機能完了（7/3）

実証試
験

実機大モックアップ試験時の予備品の考え方，リスク管理について説明すること。

完了（5/31）

リスク管理の試験スケジュール（クリップ幅変更等）をスケジュール追加すること。

完了（5/31）

実機大のモックアップ（ブローアウトパネル本体，ブローアウトパネル閉止装置）試験前に試験完了（5/31）
条件を説明すること。
加振限界試験の目的，実施方法について，要領書に記載のこと

完了（6/14）

気密性能試験における流量，断面積の算出方法について説明を要領書に追加すること完了（6/14）

実施する単体の気密確認試験結果も踏まえて原子炉建屋原子炉棟全体としての気密性能が完了（6/14）確保できる見込みであることを説明すること
模擬地震波の床応答スペクトルについて，方向に依存しない応答スペクトルのＮＳ／ＥＷ方向完了（6/14）への分け方を説明すること

3

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（４／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容7/19回答分
施工 ブローアウトパネル本体の品質・施工管理，保守管理等

要
求
機
能

17

ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

耐震

設計差圧（6.9kPa）以下で開放する設計（設定値）について，クリップ開放試験結果等を踏まえ完了（5/17）
た考え方
強制開放装置の位置付け

機械設計

18 SRVのSA耐環境性

完了（5/17）

ブローアウトパネルの要求事項（考慮すべき自然現象発生後にDBAが発生する場合，逆に完了（5/17）
DBA後に自然現象が発生する場合を整理し，公衆被ばくの影響の観点から整理）
ブローアウトパネルの耐震評価に当たって、ブローアウトパネルの設置・取付状況を踏まえた完了（6/14）
固有値の考え方を整理し提示すること
設計基準事故と地震の組合せについて説明すること

追
加
試
験

完了（5/31）完了（6/14）

部品の裕度評価及び閂の設計に関する説明○

閂設置に伴う扉開閉の維持管理に関する説明○

追加試験における電動作動確認の判定基準の検討○

ブローアウトパネル閉止装置の追加実証試験結果

次回以降① SA時の原子炉格納容器内におけるSRV作動環境

完了（4/5）② SRV（自動減圧機能）の耐環境性完了（4/5）③ 非常用逃がし安全弁駆動系の耐環境性完了（4/5）

過去のSRV環境試験条件について対象の機器を明確にして資料に反映

完了（6/14）

健全性の説明書の中でその他のSA耐環境性について整理・説明

完了（6/14）

モックアップ試験結果

完了（6/14）①
試験 導入管カバーを考慮した試験も含め，モックアップ試験の結果について示すこと

19

完了（7/3）

MCCI／FCI対策に係る設計
モックアップ試験における異物混入を想定した試験条件
施工 コリウムシールドの施工性

完了（6/14）完了（5/31）4

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（５／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容7/19回答分

④

19

工
認
上
の
扱
い

MCCI／FCI対策に係る設計

①
機械設計

試
験
・
手
順

ＥＣＣＳポンプのＳＡ時でのＮＰ

20 ＳＨ評価

ＳＭ材の使用制限（ 2.9MPa）

21 を超えた範囲での使用

工認対象範囲完了（5/31）

コリウムシールドのドレン水貯蔵機能完了（5/31）

コリウムシールドライナーの工認上の記載完了（5/31）

排水ラインのラプチャーディスクの扱いについて整理して示すこと。また，ドライウェル内水位調完了（6/14）
整の機能に悪影響を与えないことを示すこと
安全弁の吹き出し圧力、吹き出し量、反力について、説明すること

次回以降

試験結果および評価結果

完了（7/3）試験の再現性（投入異物の撹拌・静定させ，一定の圧力損失データが得られることの見解）に完了（5/31）ついて示すこと。
試験手順について示すこと。

完了（5/31）

試験の進捗状況，見通しについて具体的に示すこと。

完了（5/31）－－
使用済燃料プールでの燃料集合体落下時のライニングの健全性評価において，水の抵抗を考慮して

22

燃料集合体落下時の使用済
燃料プールライニングの健全性完了（5/17）① おり，この際に用いている抗力係数について確認する。

完了（5/31）② 試験結果および評価結果

完了（7/3）

CFD解析モデルについて説明すること完了（6/14）5

東海第二発電所 工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

ブローアウトパネル閉止装置の不具合の対応について

平成30年7月13日
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。
6前回審査会合（7月10日）でのコメント一覧

No

前回審査会合でのコメント①

チェーン強化に伴う電動機，減速機等の強化がわかるように資料に反映すること。

②

閂 部に異物が入らないような対策，熱膨張及び製作誤差について説明すること。

③

閂の間隙寸法の妥当性について説明すること。

④

試験要領書の閂の作動に関して，作動すること以外の判定基準を記載すること。

⑤

閂が確実に挿入されていること，引き上げられていることを検知できることについて説明すること。

⑥

閂の効果（機能）が維持されていることの確認方法ついて説明すること⑦

懸念等を潰し，試験条件を十分に検討したうえで進めること。

※※ 閂：かんぬき7

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント①＞荷重伝達経路に含まれている部品の裕度評価の示し方について整理すること。
＜回答＞
7/10審査会合で示したものから，モータ出力軸など3項目を追加し，部材・構造の変更有無を整理した。
対策前は，チェーン，スプロケット軸，モータ出力軸について，簡易評価における裕度１を下回ったが，対策後の評価ではいずれも裕度１を上回った。
＜荷重伝達経路に含まれている部品＞

各部品の破損に対する裕度の簡易評価結果 ※１
※２

裕度
No.

⑱減速機固定ボルト

荷重を受ける部材として追加で記載⑰スプロケット軸補強部材

スプロケット軸・モータ出力軸の支持方法改良予定図
従来，スプロケット及びモータの軸は，1か所で支える設計であったが，ベースを改良することにより2か所で荷重を支持

部品名

対策前
（閂なし）

対策後
※５
（閂有り）

備考

1 ボルト1
部材・構造変更なし
2
ブラケット1
部材・構造変更なし
ハンガー
3
リンク
部材・構造変更なし
ローラ
4
ブラケット2部材・構造変更なし
5 ボルト2部材・構造変更なし
6 ホルダ
部材・構造変更なし
7 ボルト3
部材・構造変更なし
8 チェーンガイド
部材・構造変更なし
9 エンドボルト
部材・構造変更なし
10 チェーン※3
部材・構造変更有り
11 スプロケット軸
部材・構造変更有り
12 モータベース
部材・構造変更なし
13 ボルト4
部材・構造変更なし
14 ハンガーレール
部材・構造変更なし
15 閂※４
新規設置
16 モータ出力軸※６
部材・構造変更有り
17 スプロケット軸補強部材
新規設置
18 減速機固定ボルト
部材・構造変更なし※１ 閂以外の各部については，要因分析のために簡易的に電動機ブレーキ力の約2倍の荷重（66kN）がかかったと推定して評価した裕度。
※２ 裕度＝Su／発生荷重※３ チェーンについては、発生荷重と最小引張強さ（カタログ値）の比較で評価※４ 閂については，加振試験時の扉の最大加速度（9.6G）の2倍の荷重で評価した値※５ 閂のピンと受けの隙間分チェーンが伸びた時の荷重8【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント②＞
閂部に異物が入らないような対策，熱膨張及び製作誤差について説明すること。
＜回答＞
１．異物が入らないような対策について閂の側面には，扉側とフレーム側の閂受の隙間が上下2箇所及び扉がない状態ではフレーム側の閂受間の隙間が存在するが，ブローアウトパネル閉止装置の設置箇所が高所であることから，砂等の異物が混入する可能性は低いと考える。
開状態及び閉止状態では，閂ピン頭部により，閂受の上部は塞がれていることから，上部から異物混入はしない。なお，固着等がなく閂部の機能が維持されていることについては定期的な動作試験（閂の上げ下げ）にて確認する。

閂部の断面図9

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜回答（続き）＞２．熱膨張について
閂部の材質は，閂受プレート材がステンレス，ピンが炭素鋼である。ステンレス鋼の線膨張係数は炭素鋼の約1.5倍あるため，熱膨張によりピン径が増加するよりもプレート穴が大きくなる割合が大きいため，熱膨張は問題とはならない。

L1
(SUS)
mm

L2
(SUS)
mm

ステンレス線膨張係数α1
炭素鋼線膨張係数α２
温度変化△T

Ｌ１

Ｌ２

mm

熱変形による間隙の増加量△L
mm

A-A断面
B-B断面

閂受
プレート

隙間：

Lpin
(S45C)
mm

1.639E-05 /K
1.092E-05 /K
50 ℃

隙間：

Ｌ１

Ｌ２

10

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜回答（続き）＞３．製作誤差について
閂については，製作誤差を小さく製造したカラー（黄＆緑）や仮ピンを用いて位置決めを行い，架台側プレート及び扉受プレートを設置することで製作誤差を最小にして製作する。
この施工法により，生じる製作誤差としては，ピン及び閂受の製作公差0.3mm及びリ
ミットスイッチによる停止位置の誤差約２mmであり，ピンと閂受の隙間の範囲内となる。

①架台受けプレート②扉受プレート③-1：カラー③-2：カラー③-3：ピンステップ 5・ステップ4の状態でリミットを調整すると同時に閂受プレートを溶接し，製造誤差を最小化11

４．加振試験で確認された不具合の状況と原因分析＜参考＞＜コメント③＞
閂の間隙寸法の妥当性について説明すること。
＜回答＞
１．隙間寸法の設定
閉止状態の加振後においても，気密性が確保できることを目的に，閂の拘束量の範囲で，扉が移動したとしても，テーパーブロックとプッシュローラによる押込みが確保できるように閂と閂受の隙間を設定
閂と閂受けの隙間を5mmとすることで，扉の移動量は中心位置から5mm以内とし，押込み量を確保
製作公差を満足するようする。（前述のとおり）

図１ 閉止状態の押込み構造（閉止側上部より）

図2 閂による移動量（閂部断面）

12

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜回答（続き）＞２．加振後の引き抜き
扉は閂とメカニカルストッパで移動を拘束されるため，設計上扉が最大傾く場合（反時計廻りに約0.25°※１）にピンに付加される摩擦力を評価した。閂自重（約490N）に摩擦力（約214N）が増加されても，電動シリンダの定格出力（約3000N）と比較して十分小さく，閂を引き抜くことは十分に可能であることを確認

・扉自重W1=2500㎏×9.8m/s2=24517N
・0.25°傾いた際に扉に付加される荷重
F4=W1×tan（0.25°）＝107N※２
・力の釣合からF4=F1・ピンに係る力の釣合からF2+F3=F1より，ピンに係る垂直荷重F1+F2+F3=2×F1=2×107=214N・垂直荷重が加わった際のピンの摩擦力
Fk=0.3×214＝64.2N・閂自重W2=50㎏=491N
・電動シリンダの定格出力 3000N
・電動シリンダに係る荷重＝491+64.2＝555N＜3000N

閂は電動シリンダで十分に持ち上げ可能※１：時計廻りに傾いた際の角度は0.24°であり，傾きは反時計廻りより小さい※2：下側のピンは寸法上，接触しないため上部ピンの摩擦力のみ考慮13

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント④＞
試験要領書の閂の作動に関して，作動すること以外の判定基準を記載すること。
＜回答＞
補足説明資料の判定基準に以下を追加した。
【電動作動確認】
・電動駆動シリンダによる閂の引上げ及び挿入ができること
・電動機の電流値が定格電流値以内
・作動時間 15秒※（目標）※ 引抜き時：電動機の起動スイッチ投入後，引き抜き検知のリミットスイッチが作動するまでの時間を計測
挿入時：電動機の起動スイッチを投入後，挿入検知のリミ
ットスイッチが作動するまでの時間を計測【手動作動確認】・手動操作により閂を引き上げられること・自重により閂挿入ができること・持ち上げ量：物理的な上限位置まで引き上げられること

電動操作時の閂作動14

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント⑤＞
閂が確実に挿入されていること，引き上げられていることを検知できることについて説明すること。
＜回答＞
リミットスイッチにて，閂の挿入及び引上状態を検知する。

閂引上げ検知リミットスイッチON閂挿入検知
リミットスイッチ
OFF

引上状態

閂引上げ検知リミットスイッチ
OFF閂挿入検知
リミットスイッチON

閂の位置検知リミットスイッチ設置箇所

挿入状態

15

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント⑥＞
閂の効果（機能）が維持できていることの確認方法ついて説明すること＜回答＞
閂の機能が維持されていることの確認は，定期的な動作確認（閂ピンの電動による抜き差し）及び定期的な点検にて実施する。なお，具体的な内容及び頻度については，今後，保安規定に定めることとする。

保全項目

動作確認

定期点検

内

容(案）

電動による閂ピンの抜き差し動作の確認
・動作時間測定（リミットスイッチ動作確認含む）
閂部の外観目視点検による異常の有無の確認
・目視による腐食，接触，摩耗の確認
・電動駆動による動作状況確認
・電流値測定

頻度(案）

備

考

１回／月

１回／定検

16

【論点１７】ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法＜コメント⑦＞
懸念等を潰し，試験条件を十分に検討したうえで進めること。
＜回答＞
閂のかじりにより引抜きができない，又は閂の挿入ができなかった場合は，扉駆動用の電動機のインチングを行い，再度，閂の作動操作を行う。
扉及びフレーム側の閂受の施工にあたっては，製作誤差を最小に抑える工法とする。

17

18

19

20

21

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（１／７）＜本論点の経緯＞
第595回審査会合（平成30年7月3日）において，重大事故等時にドライウェルや逃がし安全弁（以下，「SRV」という。）からサプレッション・
チェンバへ蒸気等が流入する際の動荷重について説明した際，以下の指摘を受けたため，指摘内容を踏まえ検討した結果を説明する。
＜コメント＞①原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（以下，「ＦＣＩ」という。），格納容器ベント時の動荷重が，設計基準事故（以下，「DBA」という。）のＬＯＣＡ時の動荷重に包絡されることについて，DBA-ＬＯＣＡ時の荷重設定について示した上で説明すること②原子炉停止機能喪失（ATWS）事象時のSRV多弁作動時の発生荷重が，これまで設計で考慮してきたSRV単弁作動時の発生荷重よりも小さくなることについて，圧力干渉効果の考察を添えて定量的に説明すること③ＡＴＷＳ事象時のＳＲＶ作動時の動荷重が，ＤＢＡ条件を包絡することについて，圧力上昇率等の考察を添えて説明すること④ＳＡ時の強度・耐震評価について，ＳＡ時のサプレッション・プール水位による動荷重への影響を説明すること22【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（２／７）＜回答＞①ＦＣＩ，格納容器ベント時の動荷重が，DBA-ＬＯＣＡ時の動荷重に包絡されることについて，DBA-ＬＯＣＡ時の荷重設定について示した上で説明すること- ブローダウン初期については，DB設備としての設計条件を以下のように設定既往の試験結果※1から得られた水移行量の最大値を基に，水ジェットによる動荷重の設計条件を設定
解析結果から得られたガス移行量の最大値を基に，プールスウェルによる動荷重の設計条件を算出
既往の試験※4から得られた蒸気移行量の最大値を基に，蒸気凝縮による動荷重の設計条件を算出
FCI初期及び格納容器ベント時初期の各移行量は，ベントクリア時初期の各移行量に包絡されることを確認（表１）- ブローダウン後期については，DB設備としての設計条件を以下のように設定既往の試験※4から得られた蒸気移行量，プール水温を基に，チャギングによる動荷重の設計条件を算出
FCI後期及び格納容器ベント時後期の蒸気移行量及びプール水温が，チャギングによる動荷重が最大となる条件（蒸気移行量：18～28kg/s/m2，プール水温：40℃以下）の範囲外であることを確認（表2）
ＬＯＣＡ時のブローダウン後期における高温水・蒸気の放出（格納容器過圧・過温破損）は，ＤＢ設備としての設計条件で想定している起因事象（再循環系配管の両端破断）が同じであるため，当該設計条件を適用

表１ サプレッション・チェンバへの水等の移行量（ブローダウン初期）
事象

ガス移行量の水移行量の最大値[kg/s/m2] 最大値[kg/s/m2

表２ 低蒸気流束時のパラメータ（ブローダウン後期）

蒸気移行量の最大値[kg/s/m2]

事象

ＬＯＣＡ時のブローダウン初期における高温水・蒸気の放出（DB設備としての設計条件）
ＬＯＣＡ時のブローダウン初期における高温水・蒸気の放出（格納容器過圧・過温破損）

ＬＯＣＡ時のブローダウン後期における高温水・蒸気の放出（DB設備としての設計条件）
ＬＯＣＡ時のブローダウン後期における高温水・蒸気の放出（格納容器過圧・過温破損）

ＦＣＩ初期

ＦＣＩ後期

格納容器ベント時初期（格納容器過圧・過温破損）

格納容器ベント時後期（格納容器過圧・過温破損）

蒸気移行量[kg/s/m2]

プール水温
[℃]

18～28※440以下※4

DB設備としての設計条件を適用※1：既往の試験結果（米国4T/4TCO試験※5）※2：設計基準事故の解析結果※3：有効性評価の解析結果※4：既往の試験結果（CRT試験※6）※5：出典 NUREG-0487 “MARK Ⅱ CONTAINMENT LEAD PLANT PROGRAM LOAD EVALUATION AND ACCEPTANCE CRITERIA”※6：出典 日本原子力研究所：JAERI-M 83-186，蒸気凝縮振動及びチャギングによる圧力抑制プール内動荷重の統計的評価(2) －格納容器圧力系信頼性実証試験データ評価レポート・3－，7.結論より抜粋

23

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（３／７）②原子炉停止機能喪失（ATWS）事象時のSRV多弁作動時の発生荷重が，これまで設計で考慮してきたSRV単弁作動時の発生荷重よりも小さくなることについて，圧力干渉効果の考察を添えて定量的に説明すること- 海外プラントにおいて，複数のSRVを手動開することにより複数の隣接したクエンチャから非凝縮性ガスを排出する試験を実施しており，複数の圧力振幅が合流するような測定点においても，クエンチャ近傍の圧力振幅に比べ増幅はしていない（図１）。増幅しないのは，「逃がし安全弁作動タイミングのずれ」，「SRV排気管ラインの配管長の違い」及び「非凝縮性ガスが排出される各クエンチャから測定点までの距離の違い」により，非凝縮性ガスによる気泡脈動の位相のずれが要因- ＡＴＷＳ事象時に18弁のSRVが作動するときも，気泡脈動の位相にずれが生じる。さらに，クエンチャ近傍から距離が離れるほど，減衰により圧力振幅は小さくなるため（図２参照。原子炉格納容器本体に到達時の圧力振幅は約半分以下となる。），原子炉格納容器本体にかかる動荷重としては，原子炉格納容器本体に近いクエンチャからの気泡脈動の影響が支配的- 東海第二の設計においては，SRV多弁作動時を包絡するよう，実機試験におけるSRV単弁作動時のクエンチャ近傍の圧力振幅（+0.84／-0.39kg/cm2）を（減衰を考慮せずに），原子炉格納容器本体の動荷重評価の設計条件として設定

図１ 海外プラント実機試験時の圧力振幅
出典：NEDE-24757-P “MARK II Containment Supporting Program Caorso Safety Relief Valve
Discharge Tests Phase II test Report”, GE （NUREG-0802: Safety/Relief Valve Quencher Loads
Evaluation for BWR Mark II and III Containments”において参考文献として引用）

図２ 東二実機試験時による距離の減衰効果
出典：“東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書”

24

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（４／７）
【ATWS事象時のSRV多弁作動時の気泡脈動荷重を保守的に仮定した原子炉格納容器本体強度の感度評価】- 18弁のSRV作動時，保守的に気泡脈動の位相のずれがないものと仮定し，距離の減衰のみを考慮した場合の影響評価を実施（図３の評価点から各クエンチャまでの距離に応じて圧力振幅の減衰を考慮し，評価点に影響を及ぼす全クエンチャからの最大圧力振幅の合計値を２乗和平方根により算出）。その結果，評価点における圧力振幅は，東海第二の実機試験におけるSRV単弁作動時の最大実測
値の約
倍又は
倍（図３）
- ATWS事象時にSRV18弁が同時に作動するのは事象初期のみであるため，事象初期の原子炉格納容器圧力と倍の圧力振幅を組合せて強度評価を実施した結果，許容応力に対して十分裕度があることを確認（表３）- 本感度評価は，気泡脈動の位相のずれがないと仮定した上に，倍の圧力振幅を原子炉格納容器本体の水没する範囲に均一に負荷させており，非常に保守的な条件（図４）であるが，裕度は十分確保されている：評価点1に影響を及ぼすクエンチャ：評価点2に影響を及ぼす範囲

東二実機試験時の最大正圧×倍＝【評価点における任意のクエンチャからの最大圧力振幅の計算※1 】

Pnr
2 0 PBr

圧力（kg/cm2）：評価点1に影響を及ぼす範囲2：評価点2に影響を及ぼすクエンチャ PB ：東二の実機試験時の圧力振幅の最大値（+0.84／-0.39kg/cm ）r0 ：約（クエンチャのアーム長さ相当）

r ：クエンチャ中心からの距離（m）

東二実機試験時の最大負圧
×倍＝【評価点における全クエンチャからの最大圧力振幅の合計値の計算※1】

P12

Pn2

時間（秒）

P ：全クエンチャからの最大圧力振幅の合計値

本強度評価において負荷させる圧力振幅のイメージ

P

P22

評価点

P／PB

圧力振幅[kg/cm2]

評価点1

評価点2

※1：出典 NUREG-0487 “MARK Ⅱ CONTAINMENT LEAD PLANT PROGRAM LOADEVALUATION AND ACCEPTANCE CRITERIA”

図３ 距離減衰を考慮した評価概要
表３ 距離減衰を考慮した評価結果

荷重の組合せ死荷重＋水頭圧（通常水位）＋18弁作動時（6kPa）※2＋SRV作動時

発生応力

許容応力

倍の
圧力振幅
を縦方向
に負荷

原子炉格納容器本体

2

原子炉圧力容器基礎

1倍の圧力振幅を
周方向全体に負荷

裕度

281※4

※2：18弁作動時の原子炉格納容器圧力 ※3：動荷重は簡易評価にて実施。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。
※4：許容応力状態ⅤAとしてのⅣA許容限界を用いる。（限界温度（200 ℃）における許容値）

原子炉格納容器本体に負荷させる圧力振幅イメージ

図４ 強度評価における評価上の保守性について25

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（５／７）③ATWS事象時のSRV作動時の動荷重が，DBA条件を包絡することについて，圧力上昇率等の考察を添えて説明すること- 前頁に示す通り，東海第二で得られたSRV弁作動時の圧力振幅の最大圧は，初期の非凝縮性ガスが排出された直後の波（約0.1～0.2
秒後）が支配的となり，その後は減衰傾向- ATWS事象では非凝縮性ガスが排出された以降も原子炉圧力は上昇するが，SRV排気管内の非凝縮性ガスはSRV作動後約0.35秒間※
で排出は完了する。この間，原子炉圧力は最大で約0.3MPa程度上昇（図５）※ SRVの設計上の排気流量を基に，SRV排気管の長さを考慮し，非凝縮性ガスがS/Pに全て排出されるまでの時間を計算した結果- 一方，クエンチャ開発時の気泡脈動の測定では，となる傾向が確認されており，このことから，ATWS事象時のMSIV閉止後のSRV弁作動開始以降，非凝縮性ガスが排出される間に原子炉圧力が上昇する場
合でも圧力振幅の最大値が大幅に変わるとは考えにくい（図６）- 以上より， ATWS事象時のSRV作動時の動荷重は，DBA条件（実機試験におけるSRV作動時（原子炉圧力：7.4MPa程度）の動荷重）と同等と扱って良いと判断

SRV作動開始（逃がし弁機能設定圧：7.37MPa）（約2.2s）
SRV作動開始（逃がし弁機能設定圧：7.65MPa）（約2.5s）
最高圧力：約8.19MPa

スクラム
失敗

非凝縮性ガスの排出完了までの時間（約0.35s間）

全MSIV閉
開始
約0.4s

約6s

図５ ＡＴＷＳ事象時の原子炉圧力変化（運転圧力との差）

出典：NEDE-21078 “Test Results Employed by General Electric for BWR Containment and Vertical
Vent Loads”, GE （NUREG-0802: Safety/Relief Valve Quencher Loads Evaluation for BWRMark II and III Containments”において参考文献として引用）

図６ 模擬圧力容器蒸気源圧力と圧力振幅の関係（気泡脈動）26

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（６／７）
【ATWS事象時のSRV作動時の原子炉圧力の影響を保守的に仮定した原子炉格納容器本体の強度評価】- 前頁のとおり，ATWS事象におけるSRV作動時の動荷重はDBA条件と同等で良いと考えられるが，図６に示すクエンチャ開発時の気泡脈動の測定試験では原子炉圧力が上昇する条件で実施していない等により，原子炉圧力上昇時のSRV作動時の動荷重には不確かさが存在することを踏まえ，原子炉圧力に比例して気泡脈動の圧力振幅が大きくなると仮定した感度評価を実施- 保守的にATWS事象時の最大の原子炉圧力に応じた気泡脈動の圧力振幅を線形補間により算出（圧力振幅：0.93kg/cm2（図７，図８））- ATWS事象時の原子炉圧力上昇による非凝縮性ガスの排出は事象初期のみであるため，事象初期の原子炉格納容器圧力と算出した圧力振幅を組合せて強度評価を実施した結果，許容応力に対して十分な裕度があることを確認。また，SRV作動を考慮した動荷重の組合せのうち「ATWS時最大圧力（200kPa）＋SRV作動荷重（設計条件）」に包絡される結果となる（表４）0.93

圧力振幅[kg/cm2]

0.84

6.9 7.37

8.19

原子炉圧力[MPa]図７ 原子炉圧力と線形補間した圧力振幅の関係
表４ 逃がし安全弁作動時の圧力振幅補間を考慮した強度評価結果（原子炉格納容器本体）
荷重の組合せ

発生応力
（MPa）

許容応力
（MPa）

死荷重＋水頭圧（通常水位）＋ATWS時圧力（事象初期6kPa）＋SRV作動荷重（圧力振幅補間）281

死荷重＋水頭圧（SA時の最大水位）＋ATWS時最大圧力（200kPa）＋SRV作動荷重（設計条件）

281※：動荷重は簡易評価にて実施。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。

評価対象部位裕度
動荷重が影響する範囲図８ 原子炉格納容器本体に生じる動荷重の概要

27

【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（７／７）④ＳＡ時の強度・耐震評価について，ＳＡ時のサプレッション・プール水位による動荷重への影響を説明すること- ＳＡ時に代替格納容器スプレイ冷却系（常設）等による代替格納容器スプレイを実施する場合，外部水源の持ち込みによりサプレッション・プールの水位が上昇することで，動荷重及び水頭圧の影響する範囲が増え，原子炉格納容器本体のうち最も裕度の少ない箇所がDBA時と異なる（図９，表５）- ＳＡ時に最も裕度の少ない箇所は，原子炉格納容器本体の厚さが他よりも薄い箇所であり，他の箇所よりも圧力影響が増えるため，原子炉格納容器本体の厚さが薄くなった影響を応力に対して簡易的に割り増した強度評価を実施し，健全性に影響がないことを確認（表６）。今後，詳細な評価として，原子炉格納容器の応答解析を実施した上で，強度・耐震評価を実施中（評価結果は計算書に反映）
表５ 重大事故等時に原子炉格納容器本体に作用する荷重
一次一般膜応力※1

項目

重大事故等時設計基準事故時στ

SRV作動時チャギング
水頭圧
SRV作動時チャギング
水頭圧

σt：円周方向応力，σ ：軸方向応力，τ：せん断応力（t－ 方向）※1：±両方存在するが，1方向のみ表記

重大事故等時に最も裕度の少ない箇所
SA時の最大水位
重大事故等時に動荷重及び水頭圧が影響する範囲設計基準事故時に最も裕度の少ない箇所

σt

設計基準事故時に動荷重及び水頭圧が影響する範囲図９ 原子炉格納容器本体に生じる動荷重の概要

表６

重大事故等時に原子炉格納容器本体に作用する荷重を考慮した強度評価結果
荷重の組合せ死荷重＋水頭圧（SA時の最大水位）＋ATWS時（200kPa）＋SRV作動時
死荷重＋水頭圧（SA時の最大水位）＋中破断LOCA（25kPa）＋SRV作動＋チャギング
死荷重＋水頭圧（SA時の最大水位）＋最高圧力（465kPa）＋チャギング
死荷重＋水頭圧（SA時の最大水位）＋SA(L)圧力（310kPa）＋チャギング＋Ｓｄ

発生応力

許容応力

裕度

281※2
281※2
281※2
253※3

※2：許容応力状態ⅤAとしてのⅣA許容限界を用いる。（限界温度（200 ℃）における許容値）※3：許容応力状態ⅤAＳとしてのⅣAＳ許容限界を用いる。（SA(L)（171℃）における評価温度）

28

参考資料

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（1/11）第595回審査会合資料
資料1-1＜本論点の経緯＞
第562回審査会合（平成30年4月5日）において，重大事故等時に重要事故シーケンスで想定される動荷重を抽出した。また，同審査会合において，
下記②に示すコメントがあり，第588回審査会合にて追加のコメントを受けている。これらの動荷重については，設計基準事故時に想定された荷重とは異なる可能性があることから，SA時に発生する動荷重による原子炉格納容器の健全性への影響を確認した結果を説明する。
＜コメント＞①設計基準事故時の動荷重に包絡されること等の確認結果を示す。
②DBA及びSA時のPCV動荷重を決定する要素について，定量的に説明すること。
・シーケンスによっては動作する弁数や作用する圧力も異なることから，各々の動荷重について丁寧に説明すること。
・動荷重については設計で元々どういう荷重で評価しているのか(既設の設計裕度)，元々の設計の考え方から追って，
許容値の包絡性を説明すること。
＜回答＞

1. 動荷重が生じる事象及びSA時に生じる動荷重の整理
炉心損傷防止対策及び格納容器破損防止対策の有効性評価におけるシーケンス（以下「重要事故シーケンス等」という。）において，動荷重が生じる事象を抽出した。
(1) 逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・チェンバへの蒸気等の放出(2) 原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程における蒸気等の放出(3) 高温の炉心（溶融デブリを含む）と水との接触に伴う蒸気等のサプレッション・チェンバへの移行(4) 格納容器ベント時の蒸気等のサプレッション・チェンバへの移行及びサプレッション・プール水の減圧沸騰
上記事象において，想定される動荷重は以下のとおり（図１） 。
(1)：原子炉圧力容器からサプレッション・チェンバへ蒸気等が流入する際に生じる動荷重(2)～(4)：ドライウェルからサプレッション・チェンバへ蒸気等が流入する際に生じる動荷重(2)，(3)は原子炉圧力容器からドライウェルに放出された蒸気またはドライウェル内で発生した蒸気がベント管を通じて，サプレッション・チェンバへ蒸気等が移行(4)はサプレッション・チェンバから圧力を逃すことにより，ドライウェルとサプレッション・チェンバとの差圧によって，ドライウェル内の蒸気等が流入。また，減圧によりサプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に達し沸騰。
これらの想定される動荷重が設計基準事故時で生じる逃がし安全弁作動，原子炉冷却材喪失事故と重大事故等時のパラメータ等を比較し，包絡できることを確認する。

(1)

(4)

(2)～(4)

図１ 重大事故時の蒸気等の流れ39

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（2/11）第595回審査会合資料
資料1-1◆SA時に検討すべき動荷重
前頁で抽出した事象を基に，重要事故シーケンス等において想定される動荷重を抽出した（表１）。
逃がし安全弁作動時の動荷重のうち，設計基準事故時に想定される動荷重と同等以下となる重要事故シーケンス（○）については，
一部のパラメータが設計基準事故時のパラメータを超えることから，その影響について2.項に評価結果を記載する。
原子炉冷却材喪失事故（LOCA）時の動荷重については，重要事故シーケンス等で想定している再循環系配管両端破断は，設計基
準事故時も同じであるため，設計基準事故時と同等以下となる。
設計基準事故で考慮されていない動荷重（●）については，3.項に評価結果を記載する。
上記を踏まえた，SA時に生じる動荷重の組合せ及び動荷重の影響について，4.項に記載する。
表１ 重大事故等に想定される動荷重
重要事故
シーケンス等逃がし
安全弁※１

高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失）○

高圧注水・減圧機能喪失（給水喪失）○

全交流動力電源喪失（ＳＢＯ）○

崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）○

崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失）○

原子炉停止機能喪失（ＡＴＷＳ）○

原子炉冷却材喪失事故時（ＬＯＣＡ）注水機能喪失（中小破断）○

格納容器バイパス（残留熱除去系配管破断）○

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）
水素燃焼

動荷重
ＬＯＣＡ
ＦＣＩ※３
※２

ベント※４
●

●

○

●

○

●※

○

●

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）●※●

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）●●※

溶融炉心・コンクリート相互作用（ＭＣＣＩ）●●○：設計基準事故時に想定される動荷重と同等以下●：設計基準事故時に考慮されていないもの●※：設計基準事故時に考慮されていないもののうち，動荷重評価で代表するシーケンス※１：前頁(1)の動荷重：FCIとMCCIはDCHと同じシーケンスであり，DCHで評価※２：前頁(2)の動荷重※３：前頁(3)の動荷重：DCHとMCCIはFCIと同じシーケンスであり，FCIで評価※４：前頁(4)の動荷重：給水喪失，残留熱除去系機能喪失及び中小破断は格納容器過圧・過温破損に包絡され，水素燃焼は格納容器過圧・過温と同じシーケンスであり，格納容器過圧・過温破損で評価

40

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（3/11）第595回審査会合資料
資料1-1
2. SA時に生じる動荷重のうち，逃がし安全弁作動時と同等以下となる重要事故シーケンス等
表1で示す重要事故シーケンスのうち，逃がし安全弁による動荷重は設計基準事故時の評価条件を超えるパラメータがあるものの，以下の観点から設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下となることを説明する。
◆SA時の逃がし安全弁作動時に生じる動荷重の包絡性の考え方- 原子炉格納容器の設計条件としている逃がし安全弁作動時の動荷重
は，東海
第二発電所の実機試験より，非凝縮性ガスによる気泡脈動の動荷重に基づき設定されている（図２）。
- 逃がし安全弁排気管内に保留されている非凝縮性ガスの体積は，設計基準事故時とSA時とで変わらないため，SA時の気泡脈動に起因する圧力振幅は，設計基準事故時と同等以下となる。
- 非凝縮性ガスの放出後の蒸気凝縮過程において，蒸気の不安定凝縮が生じなければ，上記の設計条件を上回ることは無いため，
SA時の逃がし安全弁作動時の蒸気が安定的に凝縮できることを確認することにより，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下であることを確認する。
設計基準事故時の評価条件を超える重要事故シーケンス等- 動荷重に影響するパラメータとしてプール水温，逃がし安全弁作動時の原子炉圧力，逃がし安全弁作動時の弁数がある。それぞれ
以下の重要事故シーケンスにおけるパラメータで最大となり，設計基準事故時の評価条件を超えるが，これらの重要事故シーケンスが設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下となることを確認する。
全交流電源喪失：プール水温原子炉停止機能喪失：逃がし安全弁作動時の弁数，逃がし安全弁作動時の原子炉圧力

気泡脈動による圧力振幅が支配的

気泡脈動が支配的な圧力振幅

蒸気凝縮による圧力振幅

図２ 東二実機試験時の逃がし安全弁作動時の圧力振幅41【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（4/11）第595回審査会合資料
資料1-1(1) プール水温による影響（全交流電源喪失）- 減圧完了までのプール水温が，設計基準事故時（約あっても不安定な凝縮は発生しておらず（
め，不安定な凝縮は生じない（図３）。

℃）を超過する100 ℃以上（最大約119 ℃）となるが，既往の試験結果＊から飽和温度で），120℃付近までプール水温が上昇しても飽和状態であることに変わりはないた＊：主蒸気逃がし安全弁クエンチャ開発試験： “NUREG-0783: Suppression Pool Temperature Limits for BWR Containment”において参考文献として引用(2) 逃がし安全弁作動時の弁数（原子炉停止機能喪失（ATWS））- 逃がし安全弁の全弁（18弁）が同時に作動し，設計基準事故時に設計上考慮している最大17弁を超える。
- 既往の試験結果より多弁作動時の圧力振幅
は単弁作動時の圧力振幅を下回っており，多弁作動時の方が単弁作動時よりも発生荷重が小さいことが確認されている（図４）。
(3) 逃がし安全弁作動時の原子炉圧力の影響（ATWS）- ATWS時の原子炉圧力は最大8.19 MPaであり，逃がし安全弁の動荷重の設計条件を設定した東海第二での実機試験の試験条件（7.37MPa）を超える原子炉圧力となる。
- 非凝縮性ガスの排出は逃がし安全弁作動直後に発生するため，安全弁作動圧力（設定圧）に影響を受けるものであり，逃がし安全弁作動後の原子炉圧力上昇による影響は受けない。
以上のことから，逃がし安全弁作動時の動荷重は不安定な凝縮を生じないこと，多弁作動及び原子炉圧力上昇による動荷重の増大が生じないことから，既往の試験で得られた気泡脈動による動荷重の最大値としている設計基準事故時の動荷重を超えることはない。

図３ 蒸気凝縮時の圧力振幅とプール水温の関係
出典：“MARK-Ⅰ型格納容器の動荷重評価について”，MARK-Ⅰ型格納容器評価検討会

図４ 多弁作動時と単弁作動時の水中脈動の比較
出典：“東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書”

42

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（5/11）第595回審査会合資料
資料1-1◆ 原子炉圧力上昇による影響について
前述の通り，ATWS時においても設計基準事故時の動荷重を超えることは無いと判断されるが，ATWS時の原子炉圧力での試験は実施されていないため，保守的に東海第二発電所の実機試験で得られた結果を線形補間した圧力振幅を仮定し，その時の荷重を用いた応力評価を実施した。
東海第二発電所で実測された動荷重の最大値（0.84kg/cm2（約82kPa），原子炉圧力：7.37MPa）を，ATWS時の最大圧力（8.19MPa）まで線形補間した結果（図５） ，圧力振幅は0.93kg/cm2（約91kPa）となり，東海第二の設計条件（試験結果に）を若干上回った。なお，発生する動荷重はクエンチャ開発時の試験結果（図６）からなる傾向を示すため，本評価は保守的である。
この時の発生応力は許容応力以内であり，圧力振幅を線形補間する前の発生応力と比較しても大差ないことを確認した（表２）。
0.93

圧力振幅[kg/cm2]

0.84

6.9 7.37

8.19

原子炉圧力[MPa]図５ 原子炉圧力と線形補間した圧力振幅の関係

出典：NEDE-21078 “Test Results Employed by General Electric for BWR Containment and Vertical
Vent Loads”, GE （NUREG-0802: Safety/Relief Valve Quencher Loads Evaluation for BWR Mark II
and III Containments”において参考文献として引用）

図６ 模擬圧力容器蒸気源圧力と圧力脈動の関係
表２ 逃がし安全弁作動時の圧力振幅補間を考慮した強度評価結果
荷重の組合せ発生応力（MPa）

許容応力（MPa）

死荷重＋ATWS時圧力＋SRV作動荷重（設計条件）

281

死荷重＋ATWS時圧力＋SRV作動荷重（圧力振幅補間）

281

裕度

※：動荷重は簡易評価にて実施。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。

43

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（6/11）第595回審査会合資料
資料1-1
3. SA時に生じる動荷重の評価（設計基準事故時に考慮されていないもの）
表１で抽出した設計基準事故時で考慮されていない，または現象が異なる動荷重は以下のとおりであり，その影
響確認方法を示す。
(1) 逃がし安全弁作動
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）の発生防止のための逃がし安全弁作動時に，原子炉
圧力容器からサプレッション・チェンバへ放出される蒸気が過熱蒸気となることから，設計基準事故時（飽和蒸気）と性状が異なる。このため，逃がし安全弁作動直後の短期的な影響及び原子炉圧力容器減圧後の長期的な影響について，有効性評価のパラメータ及び既往の試験結果から確認する。
(2) 原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）
高温の炉心（デブリを含む）と水との接触に伴う圧力上昇に伴い，サプレッション・チェンバへドライウェル内の非凝縮性ガス等が流入するため，ＬＯＣＡ時のパラメータを確認し，動荷重への影響を確認する。
(3) 格納容器ベント（格納容器過圧・過温破損）
ベント時にサプレッション・チェンバが減圧することによりドライウェルからサプレッション・チェンバへ蒸気が流入するため，ＬＯＣＡ時のパラメータを基に動荷重への影響を確認する。
ベントによる減圧によって，プール水の減圧沸騰が生じる恐れがあることから，有効性評価のパラメータからその影響を確認する。
長期的な影響として，ドライウェルから流入する蒸気が少なくなった場合の影響について，既往の試験結果から確認する。

44

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（7/11）第595回審査会合資料
資料1-1
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）
ＤＣＨ発生防止のための逃がし安全弁作動時は，原子炉圧力容器内で発生する蒸気が，露出した燃料からの放熱により過熱蒸気となりサプレッション・プールに流入するため，この場合の動荷重について検討した※。
※：過熱蒸気又は飽和蒸気に係わらず，単位面積あたりのエネルギ（エネルギ流束）が同等であれば，プール水内での凝縮挙動に有意な差は無いと考えられるため，有効性評価のＤＣＨシーケンスにおける解析結果等を基に過熱蒸気のエネルギ流束を算出し，既往の試験結果（図７）から不安定凝縮の発生の有無を確認- 図７に逃がし安全弁クエンチャ開発試験結果を示す。この結果から，蒸気流束及びプール水温の各領域において発生荷重は異なるものの，いずれの領域においても不安定凝縮は生じておらず，発生する荷重は最大でもとなっている。
- 逃がし安全弁作動時（短期）のエネルギ流束（約）とプール水温（57℃），逃がし安全弁作動時（長期）のエネルギ流束（約）とプール水温（79 ℃）のいずれの場合でも，既往の試験結果（図７）からそれぞれ程度であり，不安定な蒸気凝縮が生じないことを確認した。
- 2.項，図２で示した通り，逃がし安全弁作動時の動荷重は，既往の試験より非凝縮性ガスによる気泡脈動の動荷重に基づき設定されており，短期／長期とも蒸気の不安定凝縮が生じていないことから，ＤＣＨ発生防止のための逃がし安全弁作動時の動荷重は，設計基準事故時と同等以下である。

表３ 逃がし安全弁作動時のパラメータ
逃がし安全弁作動時（短期）逃がし安全弁作動後（長期）

原子炉圧力容器圧力[MPa]

7.79

0.13

蒸気温度[℃]

332

586

パラメータ

蒸気の比エンタルピ[kJ/kg]
排気管の流路断面積[m2]蒸気流束[kg/s/m2]

サプレッション・チェンバへの流入エネルギ流束[MJ/s/m2]

図７ 逃がし安全弁蒸気凝縮に作用する動荷重
出典：NEDE-21061 “MARK II Containment Dynamic Forcing Functions Information Report”, GE（NUREG-0802: Safety/Relief Valve Quencher Loads Evaluation for BWR Mark II and III Containments”
において参考文献として引用）

45

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（8/11）第595回審査会合資料
資料1-1
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）
ＦＣＩ時にドライウェルからサプレッション・チェンバへ流入する流体は，ベント管内の水，ドライウェル内の非凝縮性ガス及び蒸気により，動荷重が発生する。有効性評価の解析結果を基に蒸気流量及び流束を算出し，ＬＯＣＡ時に包絡されることから，設計基準事故時の動荷重と同等以下であることを確認した（表４）。
格納容器ベント
ドライウェルからサプレッション・チェンバへ流入する流体による影響及び減圧沸騰による影響を評価し，設計基準事故時の動荷重と同等以下である
ことを確認した。
- 格納容器ベント時にドライウェルからサプレッション・チェンバへの流体の移行量を算出し，ＬＯＣＡ時に包絡されることを確認した（表４）- 減圧沸騰は，プール水が飽和状態となり急速減圧する際に生じる。
格納容器ベント開始
有効性評価結果から格納容器ベントによる減圧時においては，サブクール度がサブクール度0(℃)到達0℃以上であり，サブクール度が0℃に到達する際はサプレッション・チェンバの⇒サプレッション・プール水が減圧は静定しており，急速減圧しないため，急激な減圧沸騰は生じない（図８）。
飽和温度に到達- 格納容器ベント後長期的にはサプレッション・チェンバ内でチャギングによる動荷重の影響が考えられる。既往の試験結果＊では，大振幅の
約1時間
減圧沸騰
チャギング荷重は蒸気流束が18～28 kg/s/m2，プール水温40 ℃以下で確認されており，格納容器ベント後長期ではプール水温は100℃以上，ベント管内の蒸気流束は約 kg/s/m2以下に減少しているため，長期的な動荷重として影響はない（図８）。
100

80

60

ル
度

40

ー

サ
ブ
ク

(℃)

20

0

-20

16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(h)0.8

ドライウェル＊：日本原子力研究所：JAERI-M 83-186，蒸気凝縮振動及びチャギングによる圧力抑制プール内動荷重の統計的評価(2) -格納容器圧力系信頼性実証試験
データ評価レポート・3－，7.結論より抜粋

表４ サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象
ＬＯＣＡ時のブローダウン過程における高温水・蒸気の放出（格納
容器過圧・過温破損）
原子炉圧力容器外の溶融燃料－
冷却材相互作用（ＦＣＩ）

水移行量の最大値（上段：[kg/s]，
下段[kg/s/m2]）

ガス移行量の最大値（上段：[kg/s]，
下段[kg/s/m2]）

蒸気移行量の最大値（上段：[kg/s]，下段[kg/s/m2]）

サプレッション・チェンバ

格納容器ベント開始

0.6
格
納
容
器
圧
力

サプレッション・プール水が飽和温度に到達する時点で格納容器圧力は低下

0.4(MPa[gage])

0.2

0.0
16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(hr)

図８ ベント時のプール水のサブクール度及び原子炉格納容器圧力の推移

格納容器ベント時（格納容器過圧・過温破損）46

【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（9/11）第595回審査会合資料
資料1-1
4. SA時に生じる動荷重を考慮した強度・耐震評価
SA時の荷重の組合せの条件についてDBの荷重の組合せの考え方（次頁参照）と同様に，表５のとおりSAの荷重の組合せを設定した。
SAの荷重の組合せにおいて動荷重を考慮する場合，当該動荷重が最も厳しい重要事故シーケンス等を選択し，当該重要事故シーケン
ス等における動荷重及び動荷重が発生するタイミングにおける最大の原子炉格納容器圧力を条件として設定した。
表５ 原子炉格納容器本体の荷重の組合せの条件
SA1
（短期）

荷重の組合せ死荷重＋限界圧力（620 kPa）

重要事故シーケンス等
なし

荷重の組合せの考え方
限界温度，圧力（200℃，2Pd）を考慮する。

原子炉停止機能喪失
SA2
（短期）

SA2’
（短期）
SA3
（短期）

死荷重
＋ATWS時（200 kPa）
＋SRV作動時
死荷重＋中小破断LOCA時（25 kPa）
＋SRV作動時＋チャギング（ＬＯＣＡ）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ＬＯＣＡ）

包絡される重要事故シーケンス等：高圧注水・低圧機能喪失，
高圧注水・減圧機能喪失，全交流動力電源喪失，崩壊熱除去
機能喪失（取水機能喪失），崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），格納容器バイパス，高圧溶融物放出／格納
容器雰囲気直接加熱，原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用，溶融炉心・コンクリート相互作用

LOCA時注水機能喪失（中小破断）

格納容器過圧・過温破損包絡される重要事故シーケンス等：水素燃焼

SA4
（短期）

死荷重
＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ＦＣＩ）

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
（FCI）

死荷重
＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ベント）

格納容器過圧・過温破損

SA5
（短期）
SA6
（長期
(L)）
SA7
（長期
(L)）
SA8
（長期
(LL)）

死荷重
＋最大圧力（465 kPa）
＋Ｓｄ
死荷重
＋SA(L)圧力（310 kPa）
＋チャギング（ベント）＋Ｓｄ
死荷重＋SA(LL)圧力（200 kPa）
＋ＳＳ

包絡される重要事故シーケンス等：高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱，溶融炉心・コンクリート相互作用
包絡される重要事故シーケンス等：高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失），崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），
LOCA時注水機能喪失（中小破断），水素燃焼なし

原子炉停止機能喪失シーケンスでは，事故発生後短期で原子炉格納容器
圧力が上昇するとともに，逃がし安全弁作動時の動荷重が発生するため，これらの荷重を組み合わせる。原子炉格納容器圧力は，逃がし安全弁作動時に最大となるATWS時を用いる。
LOCA時注水機能喪失（中小破断）シーケンスでは，チャギングが生じている
状況で，逃がし安全弁作動による動荷重が重畳するため，これらの荷重を組み合わせる。原子炉格納容器圧力は，逃がし安全弁作動時とする。
格納容器過圧・過温破損（大破断LOCA）では，チャギングが長期間継続するため，当該シーケンスにおける最大の原子炉格納容器圧力を考慮し，組み合わせる。
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（FCI）では，原子炉圧力容器破損後に大量に発生する蒸気がサプレッション・プールに流入すること
で動荷重が発生するため，その際の最大の原子炉格納容器圧力を考慮する。
格納容器過圧・過温破損では，格納容器圧力が高い状態で格納容器ベントを実施するため，格納容器ベントによる動荷重とその際の最大の原子炉格
納容器圧力を考慮する。
事故後1×10-2年（3.65日）内の原子炉格納容器圧力の最大値と弾性設計用
地震動Sdを組み合わせる。SA(L)の状況では原子炉圧力容器は既に減圧されており，逃がし安全弁作動時の荷重は重畳しない。

格納容器過圧・過温破損包絡される重要事故シーケンス等：高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失），崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），
LOCA時注水機能喪失（中小破断），水素燃焼なし

格納容器過圧・過温破損では，チャギングが長期間継続するため，事故後
3.65日後の原子炉格納容器圧力と弾性設計用地震動Sdを組み合わせる。
事故後2×10-1年（73日）後の原子炉格納容器圧力と基準地震動Ssを組み合わせる

47

第595回審査会合資料【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（10/11）
資料1-1

荷重の組合せのケースの考え方
表５で示したSA時の荷重の組合せケースは設計基準対処施設としての荷重の組合せを踏まえて設定（表６）。
SA時の荷重の組合せケースは，設計基準対処施設の組合せケースを網羅している。
表６ 荷重の組合せケース対比表
設計基準対処施設

重大事故等対処設備

SAの区分

最高使用圧力1 Pd（310 kPa）

限界圧力2 Pd（620 kPa）

SA1

運転圧力＋逃がし安全弁作動

ATWS時の圧力（200 kPa）＋逃がし安全弁作動

SA2

事故時最大圧力（465 kPa）＋チャギング

SA3
SA4
SA5

運転圧力＋Ｓｄ

SA7に包絡される－

運転圧力＋ＳＳ

ＳＡ（ＬＬ）圧力（200 kPa）＋ＳＳ

SA8

ＳＲＶ作動は短期の事象であるため，組み合わせない－

事故時最大圧力（465 kPa）＋Ｓｄ
中小破断時の圧力（25 kPa）＋逃がし安全弁作動＋チャギングＳＡ（Ｌ）圧力（310 kPa）＋Ｓｄ＋チャギング

SA6

運転圧力＋LOCA時（プールスウェル）
事故時圧力＋蒸気凝縮
事故時圧力＋チャギング

運転圧力＋逃がし安全弁作動＋Ｓｄ
運転圧力＋逃がし安全弁作動＋ＳＳ
事故時圧力＋Ｓｄ
－
－

SA2’
SA7

48

第595回審査会合資料【論点１５】（参考） 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（11/11）
資料1-1

重大事故等時の荷重の考慮した強度・耐震評価結果
全てのSA時の荷重の組合せケースについて，原子炉格納容器本体に生じる応力を算出し，許容応力に対する裕度を評価した（表７）。
この結果，全ての組合せに対して許容応力以下であり，重大事故等時において原子炉格納容器の健全性が維持されることを確認した。
表７ 原子炉格納容器本体の強度評価結果
No.
SA1

SA2

SA2’

SA3

SA4

SA5

SA6

SA7

SA8

荷重の組合せ発生応力（MPa）※1

死荷重＋限界圧力（620 kPa）
死荷重
＋ATWS時（200 kPa）
＋SRV作動時
死荷重＋中小破断LOCA（25 kPa）
＋SRV作動時＋チャギング
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ＬＯＣＡ）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ＦＣＩ）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（ベント）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋Ｓｄ
死荷重
＋SA(L)圧力（310 kPa）
＋チャギング＋Ｓｄ
死荷重＋SA(LL)圧力（200 kPa）
＋ＳＳ

許容応力
（MPa）

裕度

281※2
281※2

281※2

281※2

－

281※2

－

－

281※2

－

253※3

253※3

◆重大事故等時の荷重の代表性
表７で示すようにSA時のPCV荷重としては，限界圧力との組み合わせ（SA1）が最も厳しい値。なお，チャギングとの荷重の組合せ（SA3）の裕度が小さいが，以下のような保守性あり。
- チャギングによる動荷重は，既往の試験結果＊より大振幅となる条件（蒸気流束18～28 kg/s/m2，プール水温40 ℃以下）が確認されており，原子炉格納容器に最大圧力が生じる状況ではプール水温は100℃以上，蒸気流束は約kg/s/m2以下に減少しているため，大振幅が発生する領域に無く，裕度は確保されている。
以上より，重大事故等時に生じる荷重としては，限界圧力との組合せ（SA1）の裕度が最も小さくなることを確認した。
＊：日本原子力研究所：格納容器圧力系信頼性実証試験

重大事故等時の原子炉格納容器の詳細評価
重大事故等時の動荷重を考慮した原子炉格納容器本体の応答解析に基づく評価結果については，強度・耐震計算書に
反映する。

254※3

※1：動荷重は簡易評価にて実施。（ ）内は発生応力のうち円周方向の動荷重成分※2：許容応力状態ⅤAとしてのⅣA許容限界を用いる。（限界温度（200 ℃）における許容値）※3：許容応力状態ⅤAＳとしてのⅣAＳ許容限界を用いる。（SA(L)（171℃），SA(LL)（150℃）における評価温度）49