本資料のうち，枠囲みの内容は，

東海第二発電所 工事計画審査資料
資料番号補足-340-13 改 30

提出年月日

平成 30 年 8 月 31 日

営業秘密あるいは防護上の観点から公開できません。

工事計画に係る補足説明資料
耐震性に関する説明書のうち補足-340-13【機電分耐震計算書の補足について】

平成 30 年 8 月
日本原子力発電株式会社

1.

炉内構造物への極限解析による評価の適用について

2.

設計用床応答曲線の作成方法及び適用方法

3.

建屋−機器連成解析モデルの時刻歴応答解析における地盤物性のばらつきの考慮について

4.

機電設備の耐震計算書の作成について

5.

弁の動的機能維持評価について

6.

動的機能維持の詳細評価について（新たな検討又は詳細検討が必要な設備の機能維持評価について）

7.

原子炉格納容器の耐震安全性評価について

8.

制御棒の挿入性評価について

9.

電気盤等の機能維持評価に適用する水平方向の評価用地震力について

10. 大型機器，構造物の地震応答計算書の補足について

下線：ご提出資料

8. 制御棒の挿入性評価について目

次

1.

はじめに

1

2.

制御棒挿入性評価について

23.

鉛直地震動の影響について

5

3.1

既往研究の制御棒挿入性の整理

53.2

鉛直地震動の影響評価

63.2.1 制御棒に作用する荷重

63.2.2 燃料集合体の浮上り

11

4.

まとめ

15

1.

はじめに
制御棒挿入性への鉛直方向加速度の影響については，社団法人日本電気協会原子力発

電耐震設計専門部会「水平・上下地震動に対する機器の機能維持評価法の検討に関する調査報告書」（以下「耐専報告書」という。）並びに独立行政法人原子力安全基盤機構「原子炉施設等の耐震性評価技術に関する試験及び調査機器耐力その２（ＢＷＲ制御棒挿入性）に係る報告書」（以下「機器耐力その２報告書」という。）及び「原子炉施設等の耐震性評価技術に関する試験及び調査機器耐力その３（総合評価）に係る報告書」（以下「機器耐力その３報告書」という。）にて整理されている。東海第二発電所（以下「東海第二」という。）における鉛直方向加速度による制御棒挿入性の影響評価について，既往検討成果に基づき影響評価を実施した。

12.

制御棒挿入性評価について
今回工認における制御棒挿入性評価については，ＪＥＡＧ4601-1991 追補版でのＢＷＲ用制御棒の評価手法を適用する。ＪＥＡＧ4601-1991 追補版の制御棒挿入性の評価手順を図 1 に示す。
制御棒の耐震性についての計算書では，建屋・機器連成系応答解析から得られた燃料集合体の相対変位が，制御棒の挿入試験で得られた燃料集合体の相対変位（約 40mm）以内であることを確認している。東海第二の制御棒の耐震性についての評価概要を表 1 に示す。

表1

制御棒の耐震性についての評価概要

燃料集合体相対変位

機能確認済相対変位

鉛直方向震度（上部格子板位置）

16.8mm＊1

約 40mm＊3

0.83＊2（1.24＊1）＊1：

添付書類「Ⅴ-2-3-2 炉心，原子炉圧力容器及び原子炉内部構造物並びに原子炉格納容器及び原子炉本体の基礎の地震応答計算書」の基準地震動Ｓ ｓ における地震応答解析結果を 1.5 倍した値

＊2：

添付書類「Ⅴ-2-3-2 炉心，原子炉圧力容器及び原子炉内部構造物並びに原子炉格納容器及び原子炉本体の基礎の地震応答計算書」の基準地震動Ｓ ｓ における地震応答解析結果＊3：

機能確認済相対変位は，昭和 53 年まで当時の株式会社 日立製作所（現在の日立ＧＥニュークリア・エナジー株式会社）にて実施した挿入性試験で取得したもの。燃料集合体の相対変位が約 40mm においても，90％ストロークスクラム時間が 3.5 秒以内である。挿入性試験の内容は，資料Ⅴ-2-6-2-1「制御棒の耐震性についての計算書」に記載がある。
なお，挿入性試験は，フォロワ付制御棒で実施している。（図 2 参照）フォ
ロワとは，制御棒先端にあるステンレス鋼製のハンドル部を延長した部分のことであり，その設置目的は，制御棒先端部の出力分布の勾配を緩やかにして，制御棒引抜時の出力変動幅を低減し，燃料の健全性向上を図ることである。また，フォロワ付制御棒が国内プラントに採用されたのは東海第二の運転開始以2降であるため，東海第二にはフォロワ付制御棒は採用されていないが，フォロワ付の方が制御棒の質量が増加する分，挿入時間は増す方向であり，試験としては安全側である。
ハンドル制御棒
フォロワ制御棒案内管

フォロワ付制御棒

制御棒駆動機構

図2

制御棒概略構造図3

図1

制御棒挿入性の評価手順（ＢＷＲ）（ＪＥＡＧ4601-1991 追補版）

4

3.

鉛直地震動の影響について

3.1

既往研究の制御棒挿入性の整理(1)

NUPEC 実証試験では，最大約 0.3×9.8m/s2 までの上下地震動による試験を行い，上下方向の地震加速度が作用しても挿入性に影響しないことが確認されている。
(2)

耐専報告書では，制御棒挿入時に制御棒に作用する挿入力とその他作用力を算出し，その大小関係と方向から上下地震動に対する影響を評価し，1.0×9.8m/s2 に対して影響は小さく無視できるとしている。なお，ここでは，水平地震力による燃料中央部のたわみ変位は 34mm である。
(3)

機器耐力その２報告書では，1.0×9.8m/s2 以上の上下方向加速度が燃料集合体に作用する場合には，燃料集合体が浮上る可能性があることから，制御棒挿入性への影響として，制御棒の挿入現象・挿入時間及び燃料集合体の浮上りについて検討し，解析による制御棒挿入時間の評価及び 2.0×9.8m/s2 が作用し仮に燃料集合体に浮上りが生じた場合でも，燃料支持金具から離脱することはないことを報告している。
(4)

機器耐力その３報告書では，上下地震動として最大加速度 2.0×9.8m/s2 に対する検討を実施し，上下地震動による制御棒挿入性への影響はきわめて小さいことを報告している。

5

3.2

鉛直地震動の影響評価
制御棒挿入性に対する鉛直方向加速度による影響については，次の項目について評価する。
① 制御棒に作用する荷重② 燃料集合体の浮上り

3.2.1 制御棒に作用する荷重(1) 評価方針
耐専報告書における影響評価と同様に制御棒挿入時に制御棒に作用する荷重を静的荷重と扱い，また各荷重の作用方法は安全側の評価となるように設定する。ここで設定した条件において制御棒に作用する上下方向の荷重から，鉛直方向加速度が制御棒挿入性に与える影響を評価する。表 2 に影響評価で考慮する荷重と設定方針を示す。

表2

制御棒挿入性影響評価で考慮する荷重と設定方針

No.

制御棒に作用する荷重の種類

1

制御棒自重

2

制御棒駆動機構の挿入圧及び
炉圧

3

炉水による浮力4上下地震力による抗力

設定方法
下向きに働く力として設定
定格炉圧時の炉圧スクラムでの挿入力として設定
制御棒に生じる浮力を制御棒の体積に基づき設定
炉心支持板位置の鉛直方向加速度から下向きに作用する力として設定
耐専報告書で算定された水平地震力による抗力（摩擦力）を用いる。 ＊5

水平地震力による抗力

この算定では燃料中央部でのたわみ変位は 34mmである。一方，東海第二の燃料集合体相対変位は16.8mm である。

＊：

耐専報告書記載の文献（ BWR CONTROL ROD DRIVE SCRAMMABILITY DURING

EARTHQUAKES ，ASME PVP Vol.182）における，水平方向加振中の制御棒挿入試験での計測結果から解析した制御棒に生じる水平力を基にしている。

6

(2) 評価結果
表 2 の設定方針により算出した制御棒に作用する各鉛直方向荷重を表 3 及び図 3に示す。制御棒挿入機構の挿入力が主体の上向きの力は 5155N である。一方，自重や鉛直地震動による下向きの力は 3783N である。よって，方向性を考慮した荷重の総和は上向きの力が 1372N 上回っている。

表3No.

制御棒挿入性影響評価で考慮する荷重と算出根拠

制御棒に作用する荷重（N） ＊

算出根拠

荷重の種類
1

23

制御棒自重
制御棒駆動機構の挿入圧及び炉圧
炉水による浮力〔東海第二〕- 814

制御棒質量：83kg〔東海第二〕+ 5061

定格圧力（6.93MPa）時の挿入力〔東海第二〕+ 94

制御棒体積に炉水密度を考慮〔東海第二〕

4

上下地震力による抗力 （別紙参照）

鉛直方向加速度 1.24×9.8m/s2 が制御- 1460

棒 及び 制御 棒 駆動機 構部 に作 用す るとして算定
〔耐専報告書〕
水 平地 震動 に よる燃 料中 央部 のた わ

5

水平地震力による抗力（摩擦力）

み変位が 34mm になる状態で，50%スト- 1509

ロークのスクラムした場合に，制御棒に生じる水平力の解析値が約 15092Nであり，一般的な動摩擦係数 0.1 として抗力を算定

作用力の合計＊：+ 1372−

荷重の方向を，上向き＋，下向き−とした。

7

挿入力（炉圧スクラム時）
5061N

浮力
94N

自重814N

上向き力合計
5155N

鉛直地震動
1460N

摩擦力
1509N

下向き力合計
3783N（機能維持評価用加速度 （たわみ変位 34mm に
1.24×9.8m/s2）なる状態での摩擦力）

図3

制御棒に作用する鉛直方向荷重8別 紙〔上下地震動による抗力で生じるスクラム時間遅れ〕(1) 評価方針
鉛直地震力による抗力でスクラム時間に遅れが生じることから，燃料のたわみ変位によって生じる下向き抗力とスクラム遅れ時間との相関を仮定し，整理する。

(2) 評価結果
資料Ⅴ-2-6-2-1「制御棒の耐震性についての計算書」の「図 4−3

燃料集合体相対変位と 90％ストロークスクラム時間の関係」（別図 1 参照）によると，非加振時（mm 変位時）のスクラム時間は 2.65 秒であるのに対し，相対変位おけるスクラム時間はmm に秒であり，スクラム時間は 0.4 秒増加している。一方，耐専報告書によると，燃料中央部のたわみ変位 34mm での抗力（摩擦力）は1509N であることから，制御棒挿入に対する抗力（摩擦力）1509N が常時下向きに作用する場合，スクラム時間は保守的に捉えて 0.4 秒増加すると推定できる。
次に，「表 3制御棒挿入性影響評価で考慮する荷重と算出根拠」より鉛直方向

加速度 1.24×9.8m/s2 作用時には抗力 1460N が生じることから，この時のスクラム時間の遅れは，摩擦力と時間遅れが比例するとして（秒）となる。
東海第二の相対変位 16.8mm に対するスクラム時間（90％ストローク）は，別図
1 の相対変位

mm でのスクラム時間を保守的に用いて秒であるとすると，鉛直地震力による影響を考慮したスクラム時間はこれは，90％ストロークスクラムの目安時間 3.5 秒以内である。

9（秒）となる。

別 紙

90％ストロークスクラム時間（s）

108642001016.8 20（東海第二）304034（耐専報告書）

燃料集合体相対変位（mm）
別図 1

燃料 集合 体相対 変 位と 90％ス トロークス クラム時間の関係（添付書類「Ⅴ-2-6-2-1 制御棒の耐震性についての計算書」に加筆）

10503.2.2 燃料集合体の浮上り(1) 評価方針
制御棒上部は，スクラム開始前の初期状態においても燃料集合体間に挿入されており，仮に上下地震動による浮上りが生じた場合でも燃料集合体下部の水平方向の移動は制御棒により拘束されるため，制御棒挿入が不可能になることはないと考えられる。
本項では，機器耐力その２報告書を基に，仮に上下地震動により燃料集合体に浮上りが生じた場合として，次の 2 ケースについて検討する。
① 上下地震動による燃料集合体の浮上り② 水平及び上下地震動による燃料集合体の浮上り(2) 評価結果
a. 上下地震動による燃料集合体の浮上り
機器耐力その２報告書では，上下地震動による燃料集合体の燃料支持金具からの浮上り量について，1 自由度 1 質点の簡易解析モデルに正弦波を入力する解析により検討している。モデルを図 4 に，解析結果を図 5 に示す。浮上り量の最大は，入力加速度 2.O×9.8m/s2，周波数 5Hz の場合で浮上り量は 68mm となっている。
東海第二の鉛直方向震度は 1.24×9.8m/s2 であり，機器耐力その２報告書の解析結果における 1.5×9.8m/s2 での浮上り量 37mm を超えることはなく，浮上り量は燃料支持金具設置深さ 60mm より小さい。

11

図4

燃料集合体の浮上り量解析モデルの概略図（機器耐力その２報告書）

図5

浮上り量解析結果（正弦波）（機器耐力その２報告書）

12

b. 水平及び上下地震動による燃料集合体の浮上り
機器耐力その２報告書では，上下方向に加えて水平方向の地震力を考慮し，燃料集合体が燃料支持金具から離脱する可能性について検討している。燃料集合体が上下地震動により浮上り，水平地震動の加速度により燃料支持金具の面に沿って上方向に移動する事象を考えている。概要図を図 6 に示す。
図 6 の条件において力学的検討を行い，上下地震動によって燃料集合体が浮上った状態で水平方向の地震動の影響を受けた場合の水平動による上方向の移動量を求めている。実プラントの基準地震動条件での検討では，移動量評価条件は表 4 に示すとおりで，水平動に対する評価結果では，上下動が 1.5×9.8m/s2 のときの水平動による上方向の移動量は 1.1mm，2.0×9.8m/s2 のときの移動量は 1.3mm となっている。結果として，水平及び上下地震動による上方向の移動量は，上下動が 1.5×9.8m/s2 のときは 5.8mm＋1.1mm=6.9mm，上下動が 2.O×9.8m/s2 のときは 21.2mm＋1.3mm=22.5mm となり，上下地震動に加え水平地震動を考慮した場合でも，燃料支持金具設置深さ 60mm に対し十分小さい値となることが確認されている。

図6

水平・上下方向の地震動による浮上り検討概要図（機器耐力その２報告書）

13

表42.0×9.8m/s2 及び 1.5×9.8m/s2 のときの移動量評価条件（機器耐力その２報告書）

次に東海第二の基準地震動条件での移動量評価条件を整理し，機器耐力その２報
告書の移動量評価条件と対比して，表 5 に示す。機器耐力その２報告書の検討条件
に対し，東海第二の基準地震動Ｓ ｓ の条件の方が，燃料集合体下端の加速度最大値及びせん断力最大値ともに小さい。このため，水平及び上下地震動による上方向の移動量は，機器耐力その２報告書で算出された 6.9mm（1.5×9.8m/s2 の場合）より小さくなり，浮上りによる燃料支持金具からの離脱の影響はないと考える。
なお，燃料集合体の浮上りに伴い，一時的に燃料集合体と燃料支持金具の間の流量が増加し，燃料集合体内の流量低下が生じる可能性があるが，浮上り量も小さく，浮上り継続時間も短時間であることから，燃料集合体の冷却が著しく損なわれることはないと考える。

表5

東海第二の移動量評価条件（機器耐力その２報告書と対比）

機器耐力その２
報告書
東海第二上下地震動
最大加速度（m/s2）

燃料集合体下端
加速度最大値(水平方向)（m/s2）

燃料集合体下端
せん断力最大値(水平方向)（N）

1.5×9.8

7.62×9.8

5.23×106

2.0×9.8

10.0×9.8

5.50×106

1.24×9.8

1.25×9.8

2.01×106

144.

まとめ
鉛直地震動が作用した場合を想定し，制御棒に作用する荷重，燃料集合体の浮上りについて影響を検討した。
まず，制御棒に作用する荷重について，制御棒に作用する上下方向地震力と地震スクラムにより生じるその他作用力との大小関係を評価し，影響を検討した。その結果，交番荷重である鉛直地震動の加速度 1.24×9.8m/s2 が，仮に常時下向きに作用するとした
場合でも，制御棒の上向き挿入力は下向きの力に対して，十分大きくなっている。な
お，今回の影響評価では，下記①，②に示すように保守性を有している。
① 制御棒駆動機構による上向きの挿入力として，水圧制御ユニットアキュムレータによるスクラムよりも低い炉圧スクラム（6.93MPa）による挿入力を用いている。
② 水平地震力による抗力として，耐専報告書記載の文献に基づき，燃料中央部のたわみ変位が 34mm になる状態でスクラムした場合に制御棒に生じる水平力を使用している。一方，東二の燃料集合体相対変位は 16.8mm であり，この時の水平地震力による抗力は 34mm での抗力より小さい。
また，鉛直地震動による抗力で生じるスクラム時間の遅れについて，燃料のたわみ変位によって生じる下向き抗力とスクラム遅れ時間との相関を仮定し検討した。その結果，常時下向きの地震力によるスクラム時間の遅れを加算してもスクラム目安時間を超えることはなく，実際には鉛直地震動は交番荷重として作用することから，挿入時間の遅れに対し影響はないと考える。
さらに，燃料集合体に浮上りが生じるとした場合の評価について，機器耐力その２報告書を参照して検討した。燃料支持金具から燃料集合体が離脱する可能性は極めて小さ
いとしている機器耐力その２報告書における耐震評価条件と，東海第二の基準地震動Ｓｓの評価条件を比較し，東海第二の耐震評価条件は機器耐力その２報告書の耐震評価条件より小さいことから，燃料集合体の浮上りによる影響はないと考える。
以上のことから，制御棒の挿入性に対する鉛直方向地震による影響は小さく問題ないと考える。

15