本資料のうち，枠囲みの内容

東海第二発 電所

は営業秘密又は防護上の観点

資 料 番 号から公開で きませ ん 。

提出年月日

工事 計画審査資 料
補足-270改1

平成 30 年○月○日

工事計画に係る補足説明資料
補足-270【原子炉格納施設】

平成 30 年 10 月
日本原子力発電株式会社

補足-270-1【原子炉格納施設の設計条件に関する説明書に係る補足説明資料（原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について）
】

目

次

1. 概要
別紙 1. シール機能維持に対する考え方について
別紙 2. 改良ＥＰＤＭ製シール材の適用性について
別紙 3. 改良ＥＰＤＭ製シール材における各試験について
別紙 4. 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験について
別紙 5. 実機フランジ模擬試験の概要について
別紙 6. 改良ＥＰＤＭ製シール材における実機フランジ模擬試験結果の適用について
別紙 7. 改良ＥＰＤＭ製シール材の実機を模擬した小型フランジ試験について
別紙 8. バックアップシール材のシール機能について
別紙 9. バックアップシール材塗布による設計影響について
別紙 10. トップヘッドフランジ等の開口量評価について
別紙 11. 経年劣化を考慮したシール機能について
別紙 12. 化学薬品や核分裂生成物のシール機能への影響について
別紙 13. シール材の運転環境（放射線量，温度）の考慮について
別紙 14. 黒鉛製シール材について
別紙 15. 試験データの代表性・信頼性について
別紙 16. フランジ開口量評価の妥当性について（構造解析との関連性）
別紙 17. 原子炉格納容器のリーク発生順序及び各部位の裕度について
別紙 18. 所員用エアロック開口量評価に係る変形支点の変位の影響について
別紙 19. 格納容器隔離弁のＳＡ環境下における耐性確認試験の概要について
別紙 20. 移動式炉心内計装（ＴＩＰ：Traversing In-core Probe）系統爆破弁について
別紙 21. 重大事故等時におけるシール機能の追従性について
別紙 22. フランジ部の永久変形の評価について
別紙 23. 200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について
別紙 24. 原子炉格納容器貫通部リスト
別紙 25. 重大事故等時の動荷重について
別紙 26. 代替循環冷却系の健全性

1. 概要
本資料は，「原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」（以下「説明書」という。）の「3.2.9
重大事故等時の動荷重」，「3.2.10 荷重の組合せ」，「4. 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認」に示す重大事故等時の評価温度，評価圧力に対する原子炉格納容器の構造健全性及び機能維持の詳細に示すものである。

1-1

別紙 7
改良ＥＰＤＭ製シール材の実機を模擬した小型フランジ試験について
改良ＥＰＤＭ製シール材について，耐高温性，耐蒸気性を確認するために，800 kGyのγ線照射を行った材料を用いて，高温曝露又は蒸気曝露を行った後，気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。また，試験後の外観観察，ＦＴ−ＩＲ分析及び硬さ測定を行い，曝露後のシール材の状況を確認した。本試験に使用した試験治具寸法は図1，試験治具及びシール材外観は図2に示すとおりである。シール材の断面寸法は実機の1/2とし，内側の段差1 mmに加えて外側からも高温空気又は蒸気に曝露されることとなる。
なお，治具に使用されている鉄鋼材料と改良ＥＰＤＭ製シール材とでは，改良ＥＰＤＭ製
シール材の方が線膨張係数は大きく，温度を低下させた場合には改良ＥＰＤＭ製シール材の方が治具と比較して収縮量が大きくなるため，試験治具溝内でのタング等との密着性は低下
する方向となり，気密試験は高温状態より室温での試験の方が厳しくなると考えられる。このことから，本試験のオートクレーブでの蒸気曝露及び室温でのＨｅ気密確認試験の条件は，
実プラントで想定されるシビアアクシデント条件と比較して保守的な条件となると想定される。試験の詳細と結果を以下に記載する。
① 高温曝露熱処理炉を使用して乾熱200 ℃，168時間の高温曝露を実施した。
② 蒸気曝露蒸気用オートクレーブを使用して，1 MPa，250 ℃の蒸気環境下で168時間曝露を実施した。蒸気用オートクレーブ系統図を図3に，蒸気曝露試験体設置状況を図4に示す。
③ Ｈｅ気密確認試験
高温曝露及び蒸気曝露後の試験体について，Ｈｅを用いて気密試験を実施した。負荷圧
力は0.3 MPa，0.65 MPa，0.9 MPaとし，スヌープでのリーク確認と，0.3 MPaでは保持時間10分，0.65 MPa及び0.9 MPaでは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。また，0.8mmの隙間ゲージを用いてフランジ開口変位を模擬した気密確認試験も実施した（実機1.6mm相当の変位）。試験状況を図5，図6に，試験結果を表1に示す。いずれの条件下でもリーク及び圧力降下は認められなかった。
④ 試験後外観観察
デジタルマイクロスコープを用いてＨｅ気密確認試験後のシール材表面を観察した。観
察結果を図7に示す。シール材表面に割れ等の顕著な劣化は認められなかった。

図1

試験治具寸法別紙 7-1

図2

試験治具及びシール材外観

図3

蒸気用オートクレーブ系統図

図4

蒸気曝露試験体設置状況

別紙 7-2図6

開口模擬したＨｅ気密試験（隙間ゲージ使用）

図5

Ｈｅ気密確認試験状況

表1

No.
1
2
3

曝露条件
乾熱200 ℃，
168時間
蒸気1 MPa，
250 ℃，168時間
蒸気1 MPa，
250 ℃，168時間

Ｈｅ気密確認試験状況
開口変位
γ線照射量
0.3 MPa 0.65 MPa 0.9 MPa
模擬
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm○○○○：リーク及び圧力降下なし

曝露面

曝露面

【ａ】

曝露面

【ｂ】

シート面

【ｃ】

シート面

図7

シート面

試験後外観観察結果（a: 乾熱 200 ℃，168 時間，b，c: 蒸気 250 ℃，168 時間）

別紙 7-3

⑤ ＦＴ−ＩＲ分析
試験後のシール材のＦＴ−ＩＲ分析結果を図8，図9に示す。ＦＴ−ＩＲ分析では赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して，試料に赤外線を照射して透過又は反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。高温曝露中に空気が直接接触する位置（曝露面）では，ベースポリマーの骨格に対応するピークが消失していたが，その他の分析位置，曝露条件では顕著な劣化は認められなかった。

図8

ＦＴ−ＩＲ分析結果（曝露面）

図9

ＦＴ−ＩＲ分析結果（シート面）

別紙 7-4＊⑥ 硬さ測定試験後のシール材の硬さ測定結果を図10に示す。曝露面，シート面，裏面，断面の硬さを測定した。曝露面において，乾熱200 ℃，168時間条件では酸化劣化によって硬さが顕著に上昇していた。その他の部位，条件では，蒸気250 ℃，168時間条件の曝露面で若干の軟化が確認された以外，硬さは初期値近傍であり，顕著な劣化は確認されなかった。

注記

図10

＊：国際ゴム硬さ

硬さ測定結果以上の試験結果から，200 ℃，2 Pd，168時間の条件下では，フランジガスケット材として改良ＥＰＤＭ製シール材を使用した場合は，格納容器内部圧力上昇時のフランジ部の開口を勘案しても格納容器フランジ部の気密性は維持されると考えられる。

別紙 7-5

別紙 10
トップヘッドフランジ等の開口量評価について
1.

トップヘッドフランジの開口量評価における製作公差等の影響について
原子炉格納容器フランジ部の閉じ込め機能評価については，フランジ開口量評価と改良
ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ特性を組み合わせることで評価している。トップヘ
ッドフランジの開口量評価を図 1，改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を
表 1 に示す。

図1

トップヘッドフランジの圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

表1

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

注記＊1：ＪＩＳ

Ｋ

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 h

ひずみ率 ＊2％ ＊3

６２６２に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：

％の平均値

別紙 10-1

図 1 の開口量評価線図で設定している許容開口量は，格納容器内温度 200 ℃の状態を 7日間経過した際のシール材復元量が，フランジ開口量に追従できなくなる限界であり，格納容器限界温度・圧力である 200 ℃，2 Pd に対して，シール材機能は余裕があることを示している。
なお，原子炉格納容器のトップフランジについては，技術基準規則第 44 条に要求される単体の漏えい試験を可能とするように，内側ガスケットと外側ガスケットの間に加圧空間を有した二重シール構造を採用している。格納容器バウンダリに要求される事故時の閉じ込め機能維持の観点からは，内外どちらかのシール部の機能が保たれていればよく，さらに一方のシール機能が喪失するまではもう一方のシール部は直接事故時環境に晒されるものでない。このため，本評価ではフランジの内側シール材の追従性が失われた時を機能喪失とみなした評価であるが，実際には外側シール材の追従性が失われるまでは閉じ込め機能を確保できる。しかしながら，外側シール材部の開口量は内側シール材部と比較して小さいこともあり，本評価では保守的に格納容器の内側シール部の閉じ込め機能を評価した。
開口量評価については，フランジ開口量とシール材復元量を比較しているが，シール部を構成する部位の製作公差（フランジの製作公差，シール材の製作公差等），シール部の構成材料の熱膨張，材料物性のばらつきを考慮したひずみ率を踏まえ，保守的な評価を次に示す。なお，製作公差のうち，ガスケットの寸法公差は，最小側を 0 と設計変更し，製作公差を考慮しても，公称値以上の寸法となるように管理する。
以上の考え方を表 2 に整理する。

表2

シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した評価の考え方

評価項目
シール部を構成する部位の製作
公差

評価内容

二乗和平方根の採用

考え方
・機器の寸法公差は，一般的に独立した値を組み合わせて使用する場合，各々の寸法公差の二乗和平方根を用いて，算出する。
・トップヘッドフランジ部のガスケットについガスケットの製ガスケット設計

作公差の変更て，製作公差の最小側を 0 と設計変更し，製作公差を考慮しても，公称値以上の寸法となるように管理するため，上記のシール部の公差に反映する。

シール部の構成

材料の熱膨張を材料の熱膨張考慮

ガスケットのひ
ずみ率

材料物性のばらつきの考慮した
ひずみ率を採用

・開口量評価は，200 ℃におけるシール部の評
価であることから，構成材料の熱膨張を考慮
した。
・ＪＩＳ
み率

Ｋ

６２６２の結果に基づき，ひず％をより厳しい値とするため，圧縮永久ひずみ試験の結果に，統計学的なばらつきを考慮したひずみ率の設定

別紙 10-2ひずみ率は，表 2 の考え方に記載の通り，圧縮永久ひずみ試験の結果に，統計学的なばらつきを考慮したひずみ率の設定とする。設定方法は，ＪＩＳ Ｋ ６２６２の結果に基づき，ひずみ率％と類似の条件にて実施した試験結果を抽出し，試験片数を増やして統計学的なばらつきを考慮した圧縮永久ひずみ率を算出した。抽出したデータを追加した
統計学的なばらつきの評価結果を表 3 に示す。追加抽出したデータは No.2〜4 の 3 回分（9個）であり，雰囲気，温度・劣化時間，照射時間を変えて実施した試験のうち，雰囲気，
温度・劣化時間が同一であるものを選定した。なお，試験 No.1 は，ひずみ率％を設定した試験データである。
表 3 に示すとおり，試験回数 4 回分，合計 12 個の試験データに基づく統計学的なばらつきを考慮したひずみ率を算出した結果，圧縮永久ひずみ率の最大値は％であった。
表3
試験 No.
12

34

統計学的に算出した圧縮永久ひずみ率

ひずみ率

平均値

％
％
％
％
％
％
％
％
％
％
％
％

％

標準偏差σ

平均値＋2σ％％

注記：試験条件は以下の通り
雰囲気：蒸気環境（試験 No.1〜4）
温度・劣化時間：200 ℃・168 時間（試験 No.1〜4）
照射線量：
圧縮永久ひずみ試験：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に基づき実施（試験 No.1〜4）

本評価における圧縮永久ひずみのばらつきは，重大事故環境を考慮したひずみ率を確認するため，原子力プラント特有の条件として
kGy の放射線量を照射した後，圧縮状態
で 200 ℃の飽和蒸気環境にて 168 時間劣化させた状態での測定値であり，改良型ＥＰＤＭ
製シール材の使用温度範囲外で実施した過酷な環境下での試験であることから，ひずみ率のばらつきの幅が大きく出たものと考えられる。なお，改良ＥＰＤＭ材のメーカカタログ
値として記載されている圧縮永久ひずみ％（試験条件）の試験時は，
測定値のばらつきが ％程度であり，重大事故環境における試験で生じたばらつきと有意な差はない。
ここで，表 3 に示す圧縮永久ひずみ率のデータ群における外れ値の有無について棄却検定法を用いて評価する。
棄却検定法として，原子力発電所内の安全系に係る計器類を対象とし，多点データの統計的処理に係る手法を定めた指針である「安全保護系計器のドリフト評価指針」（ＪＥＡ
Ｇ４６２１−2007 日本電気協会）を参考とし，グラブス・スミルノフ検定を採用した。
統計学的に算出した圧縮永久ひずみ率は，正規分布に従う場合，（平均値±2σ）の値が全ケース内に含まれる確率は約 95 ％である。
したがって，全ケースから外れる確率 5 ％を検定水準としてグラブス・スミルノフ検定
別紙 10-3

を行い，表 4 及び表 5 に示す試験データ群の中に外れ値は存在するか確認を実施した。

x2

x1

x3

項目

データ数

値

12

x4

表4

試験データ群

x5

x6

x7

x8

表5

試験データのまとめ

最大値

最小値

x9

平均値

x10

x11

x12

不偏標準偏差s

グラブス・スミルノフ検定とは，任意の検査値に対し検定統計量 t（式(1)）を求め，この検定統計量 t がある検定水準における臨界値 （式(2)）よりも大きい場合，その検査値を異常値とみなす判定法である。

tixi（式(1)）s

ここで，xi：検査値（i＝1,2,････,12）
μ：標本平均
s：不偏標準偏差ti：検定統計量（i＝1,2,････,12）n 1

t /n 2n n 2 n t /n 2（式(2)）

ここで，n：データ数
ta/n：自由度（n−2）の t 分布の上側 100a/n％値（a＝0.05 として t 分布表より算出）
表 5 の試験データのまとめから，データ群の平均値 µ 及び標準偏差 s（不偏標準偏差），s＝となる。また，検査値 x i は平均値から最も離れた値とし，はそれぞれ µ＝x4＝とする。
このときの検定統計量 t ４ は以下のとおりである。

t4

x4
s

これに対し，臨界値

は，標本数 n＝12，有意水準 a を 5 ％と設定し，t /n を自由度 nの t 分布の上側 100a/n％値としたとき，別紙 10-42

n 1

t /n 2n n 2 n t /n 2

12 1

12

3.282
12 2 12 3.282

＝2.29
となる。
ここで， t /n ＝3.28 は，下図に示す t 分布表から算定した値である。
2・α/n = 2・0.05/12

3.28

n-2=12-2(出典：推計学入門演習（産業図書株式会社）)
以上より，平均値から最も離れた検定値である x 4＝に対する検定統計量 t はであり，臨界値 ＝2.29 よりも小さいため，異常値とは判定されない。
したがって，第 3 表に示す圧縮永久ひずみ値のデータ群において外れ値と判定されるものはなく，これらの値のばらつきを考慮して統計学的に算出した圧縮永久ひずみ率％を評価に用いることは妥当である。
なお，本評価において使用したグラブス・スミルノフ検定手法は，対象とするデータ群
が正規分布に従うことを適用の前提条件としている。ここでは，改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験のデータ(12 点)に対して，正規性の検討を実施する。
正規性の検討に用いる手法として，原子力発電所内の安全系に係る計器類を対象とし，多点データの統計的処理に係る手法を定めた指針である「安全保護系計器のドリフト評価
指針」（ＪＥＡＧ４６２１−2007 日本電気協会）を参考とし，χ 2(カイ 2 乗)適合度検定を採用した。
別紙 10-5

χ 2 適合度検定は，仮定された理論上の確率分布に対して，標本から求められた度数が適合するか否かを検証する手法として一般的に知られたものである。
χ 2 検定の対象データを表 6 に示す。表 6 のデータは，蒸気環境で 200 ℃／168 時間劣化させた試料の圧縮永久ひずみ試験データ（12 個）である。
表6
x1

x2

x3

改良ＥＰＤＭの圧縮永久ひずみデータ(単位：％)
x4

x5

x6

平均値：

x7

x8

x9

x10

x11

x12

／不偏標準偏差：χ 2 適合度検定は，表 6 に示す標本データと正規分布を仮定した期待値とを比較し，適合度を検定するものであり，データ数と関係なく一般的に使用される。表 6 に示すデータを階級ごとに分割して整理した結果を表 7 に，表 7 に基づき作成したヒストグラムを図 2 に示す。
表7

圧縮永久ひずみデータの度数分布表
度数

期待度数(Ｏi-Ｅi)2／Ｅi

階級
Ｏi

Ｅi

χ2 値

階級数：12（自由度：9）

別紙 10-6

図2

圧縮永久ひずみデータのヒストグラム

χ 2 値は，標本データの度数と正規分布を仮定した場合の期待度数との差分の積算として下式で求められる。
2(Oi Ei) 2
Ei

ここで，Oi：ある階級に含まれるデータ数
Ei：ある階級の期待度数
χ 2 適合度検定では，標本データより求めたχ 2 値が，データの自由度（階級数−制約数）
に対するχ 2 分布表の値よりも小さければ，正規分布に従っている（正規性がある）と判定される。自由度 9，上側確率 5 ％に対するχ 2 分布表の値は 16.92 であり，12 個のデータに基づくχ 2 値
は 16.92 よりも小さいため，表 6 に示す圧縮永久ひずみデータに対する正規性を示すとの仮定は棄却されなかった。

別紙 10-7

(出典：推計学入門演習（産業図書株式会社）)

次に表 2 に基づき，シール部を構成する部位の製作公差等を考慮したトップヘッドフラ
ンジの開口量評価を実施する。
製作公差がトップヘッドフランジの開口量評価に影響する箇所は，シール材を締め付ける部位の開口方向の製作公差であるため，ガスケット溝深さ，タング部高さ及びガスケッ
ト高さが該当する（図 3 参照）。これらの製作公差を表 8 に示す。

別紙 10-8

表8

製作公差を考慮したガスケットの押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

表 2 より，製作公差を考慮したガスケットの押し込み量は，mm（公称値）−mm（公差）＝
mm と評価できる。

タング部

フランジ
溝深さ

タング部高さ

ガスケット

（−）
（−）

フランジガスケット部詳細

図3

上蓋側フランジ

ガスケット
高さ

本体側フランジ

製作公差の概要（赤点線：製作公差のイメージ）

更に，各部位の熱膨張を考慮した寸法を表 9 に示す。これらの製作公差の概要を図 4 に示す。

別紙 10-9表9各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

ガスケット

（−）

フランジ
溝深さ

上蓋側フランジ
（＋）

ガスケット
高さ

タング部高さ
（＋）

タング部
フランジガスケット部詳細
図4

本体側フランジ

熱膨張変位の概要（赤点線：熱膨張のイメージ）

熱膨張量ΔL の評価式は以下の通り。
ΔＬ＝Ｌ×α×Δｔ
ここに，
Ｌ：基準寸法(mm)α：材料の熱膨張係数(mm/mm･℃)
鋼材＝11.85×10-6，ガスケット＝
Δｔ：据付状態から評価温度までの温度差(℃)(＝200−＝)

表 9 より，熱膨張を考慮したガスケットの押し込み量は，製作公差を考慮したガスケッ
トの押し込み量より，mm＋mm＝mm と評価できる。
また，実機フランジ模擬試験においては，高温での試験を実施する前段階として，予備加圧にて徐々に調整シム量を少なくしていき，ガスケットからの漏えいが起こらない状態を押し込み量 0 mm と定義していることから，漏えいが起こらなくなった時点においては，
調整シムの最小厚さである
mm のガスケット押し込み量が発生する恐れがある。
上記より，実機フランジ模擬試験で想定されるガスケット押し込み量は，製作公差及び熱膨張を考慮したガスケットの押し込み量より，mm−mm＝mm と評価できる。
以上の結果から，シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した評価は表 10 の通りとなり，ばらつきを保守側に積み上げて評価した場合においても，内側・外側ともシー
ル機能は維持されることを確認した。

別紙 10-10

表 10
評価

公称値

シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した評価結果
許容
押し込み量
ひずみ率
開口量(2 Pd)
開口量

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

評価値

2.

トップヘッドフランジの施工管理について
実機のトップヘッドフランジにおいては，定期検査におけるトップヘッドフランジ閉鎖
時に，決められたトルクでボルトを締め付けることが要領書で定められていること，異物の噛み込みや予期せぬフランジの変形等による隙間が生じていないことを
mm の隙間ゲージが挿入できないことをもって確認していることから，作業者の技量によってガスケットの押し込み量が変動することは考え難く，作業管理における品質は維持できると考える。トップヘッドフランジ部の構造を図 5 に示す。上蓋側フランジと本体側フランジのフ
ランジ面を隙間が無いように据え付けることで，タング（突起）によるガスケット押し込
み量
mm が確保出来る構造となっている。

格納容器本体（トップヘッド）
フランジ

ボルト（トルク管理）ガスケット

A部

格納容器本体（ドライウェル）
A 部詳細

押し込み量

タング

ガスケット

上蓋側フランジ
フランジ面（面間管理）

フランジガスケット部詳

図5

本体側フランジ

トップヘッドフランジ部の構造

別紙 10-11

また，トップヘッドフランジの溝及びタング（突起）については，定期検査の開放時に手入れを実施しているが，溝やタングを傷つけないような素材で手入れを行っていること，
外観目視点検を開放の都度行い傷や変形がないことを確認していること，定期検査毎に原子炉格納容器全体の漏えい率検査及びトップヘッドフランジ部のみのリークテストを実施しており，有意な変動のないことを確認していることから，トップヘッドフランジの溝及びタングは気密性を維持していると考える。原子炉格納容器全体漏えい率検査実績及びトップヘッドフランジ部リークテスト実績を図 6，図 7 に示す。

漏えい率（％／日）

0.6

原子炉格納容器の設計漏えい率（0.5 ％/日）

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

定期検査（回）圧力降下（MPa／h）

図6

原子炉格納容器全体漏えい率検査実績

0.060
0.050
0.040
0.030

赤塗り部：加圧範囲

0.020
0.010
0.000
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

定期検査（回）

図7

トップヘッドフランジ部リークテスト実績

別紙 10-12

3.

トップヘッドフランジ以外の開口量評価における製作公差等の影響について
トップヘッドフランジの開口量評価（1.にて記載）と同様に，原子炉格納容器バウンダ
リ構成部として，評価対象としている機器搬入用ハッチ，サンプレッション・チェンバア
クセスハッチ，所員用エアロックについても開口量評価を実施する。評価結果は，表 11
から表 22 の通りであり，製作公差を考慮しても閉じ込め機能が維持できる。
表 11

機器搬入用ハッチのガスケット押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）−

0.01 mm

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

表 12

機器搬入用ハッチの各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

表 13

機器搬入用ハッチの開口量評価結果
許容
押し込み量
ひずみ率
開口量
開口量

評価

公称値

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

評価値
注記

＊：押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）−（シール部公差）＋（熱膨張）−（調整シムの最小厚さ）］

別紙 10-13

表 14

サプレッション・チェンバアクセスハッチのガスケット押し込み量部位

公称値

公差（絶対値）−

0.01 mm

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

表 15

サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ ア ク セ ス ハ ッ チの各部位の熱膨張を考慮した寸法
部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

表 16
評価

サプレッション・チェンバアクセスハッチの開口量評価結果
許容
押し込み量
ひずみ率
開口量
評価結果
開口量

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

公称値

評価値
注記

＊：押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）−（シール部公差）＋（熱膨張）−（調整シムの最小厚さ）］

表 17

所員用エアロックのガスケット押し込み量

部位

公称値

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
ガスケット押し込み量

別紙 10-14

公差（絶対値）表 18

所員用エアロックの各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

表 19
評価

注記

所員用エアロックの開口量評価結果

押し込み量

ひずみ率

許容
開口量

開口量

評価結果

公称値

○

評価値

○

＊：押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）−（シール部公差）＋（熱膨張）−（調整シムの最小厚さ）］

表 20
部位

閉止板（X-28）のガスケット押し込み量
公称値

公差（絶対値）

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
ガスケット押し込み量

表 21

閉止板（X-28）の各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

別紙 10-15

熱膨張変位

表 22
評価

閉止板（X-28）の開口量評価結果

押し込み量

ひずみ率

許容開口量

開口量

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

公称値

評価値
注記

＊：押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）−（シール部公差）＋（熱膨張）−（調整シムの最小厚さ）］

別紙 10-16

4.

実機フランジ計測結果を考慮したトップヘッドフランジ部の開口量評価について
トップヘッドフランジのシール部は，製作公差を考慮した場合の許容開口量と開口量の比較において，内側シール部の裕度が小さいことから，実機フランジ（サプレッション・
チェンバアクセスハッチ）の寸法測定を実施し，製作寸法の誤差を確認した。サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造図を図 8 に，フランジ部の寸法測定結果を表 23 に示す。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの実機フランジ寸法測定の結果，製作公差（mm）に対し，シール部が開口となる方向の製作寸法の誤差はmm 以内であった。
サプレッション・チェンバアクセスハッチシール部のガスケット溝及びタング（突起）は，トップヘッドフランジのガスケット溝及びタング（突起）と設計メーカ，設計，製作
方法及び材質は同じであり，機械加工の精度も同等であると考えられることから，製作寸法の誤差についても同等であると考える。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの製作寸法の誤差は，mm であり，設計の製作公差を用いてシール部の公差をmm とした評価は，実機フランジのシール部に対して保守的な評価であると評価できる。
参考として，サプレッション・チェンバアクセスハッチと同程度の製作寸法の誤差があると仮定し，サプレッション・チェンバアクセスハッチの実機フランジ寸法測定結果からトップヘッドフランジについて開口量評価を行った。
評価の結果，トップヘッドフランジの内側シール部における許容開口量は表 24 に示すとおり，mm であり，開口量に裕度があることを確認した。

①
⑧

②

③

⑦

④

⑥
⑤

計測箇所
（−）

タング部

タング部高さ
フランジ
溝深さ

（＋）

ガスケット

鏡板

（＋）

ガスケット高さ

円筒胴

フランジガスケット部詳細：熱膨張のイメージ

フランジガスケット部詳細

図8

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

別紙 10-17

構造図

表 23

測定
箇所

サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部測定結果
測定結果 [mm]
設計値
①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧
[mm]
内側 外側 内側 外側 内側 外側 内側 外側 内側 外側 内側 外側 内側 外側 内側 外側

溝深さ
タング
高さ

押し込み量
（公称値）

表 24 トップヘッドフランジ開口量評価
シール部
調整
ひずみ
許容開口
熱膨張
の公差
シム量
率
量

開口量
（2 Pd）

内側
シール
部
外側
シール
部
＜評価条件＞
・ガスケット寸法：）
・シール部の公差：S/C アクセスハッチの実測値使用
バックアップシール有

別紙 10-18

5.

開口量評価における保守性について
表 25 に示すとおり，ＦＥＭ解析による開口量評価おいては，構造物の剛性や強度が実機に比べ低めとした評価としていることや許容開口量の算出において，圧縮永久ひずみ試験
は実機よりも劣化に対して保守性がある評価であるが，実機フランジ模擬試験において試験装置等の誤差があることや実機フランジ締付時の面間管理（隙間ゲージ挿入による管理）には実機フランジでのガスケット押し込み量に対し不確実さがある。
今後，ガスケットの増厚を検討し，裕度を確保することとする。
表 25
項目

開口量評価における保守性

開口量

保守性

備考

ＦＥＭ

・構造物に設けられているリブを無視す

・実機フランジ締付け

解析るなど，実際の構造物よりも剛性を低時の面間管理（隙間く見積もっている。

ゲージ挿入による管・材料物性値を規格値ベースとすること理）において隙間ゲ

で，強度を低めに見積もっている。

ージの厚さ以下の隙・フランジが閉じる方向に作用する自重間は把握できていなを考慮していない。

い。

漏えい・既往知見で得られたガスケット自身の・実機フランジ模擬試

限界

変形によるセルフシール性については

験において，試験装評価に反映されない。

置等の製作誤差は把握できていない。

ひずみ率

・実機のガスケットは底面・側面が溝と許容開口量接しているのに対し，圧縮永久ひずみ
試験は，試験体の側面全体が直接蒸気環境下に晒されるため，ひずみ試験から得られたひずみ率は材料の劣化を保守側に見積もっている。
・実機ガスケット全体のうち，タング部で圧縮している部分は局所的であり，圧縮されていない部分が大部分残存しているため，タング押し込み部の復元
量は，圧縮されていない部分のゴム弾性の寄与も想定される。

別紙 10-19

6.

改良ＥＰＤＭシール材の圧縮永久ひずみ率のデータ拡充
1.で 12 個の試験データに基づく統計学的なばらつきを考慮したひずみ率を算出し，その圧縮永久ひずみ率の最大値を用いて開口量評価を実施したが，圧縮永久ひずみ率のばらつ
きが非保守的な結果となっていないかを試験データの拡充によって，確認する。

6.1

データ拡充の試験条件1.で示した 12 個の試験データと同等の試験を実施するため，以下の条件で圧縮永久ひずみ試験を実施する。
試験
温度

放射線
照射量

試験
雰囲気

試験時間

200 ℃

kGy

蒸気

168 h

材料
改良ＥＰＤＭ

追加
データ数 ＊

圧縮率

％

32 個

＊ＪＩＳ Ｋ ６２６２に準拠

6.2

データ拡充の試験結果6.1 で示した試験条件に基づき，圧縮永久ひずみ試験を実施し，表 26，表 27 の結果となった。
表 26 試験データ群

x1

x2

x3

x4

x5

x6

x7

x8

x9

x10

x11

x12

x13

x14

x15

x16

x17

x18

x19

x20

x21

x22

x23

x24

x25

x26

x27

x28

x29

x30

x31

x32

表 27
項目

データ数
値

32

試験データのまとめ

最大値

最小値
％

圧縮永久ひずみ率％％

今回の試験は，表 28 で示すように過去の同等試験で得られた圧縮永久ひずみ率の範囲内であった。また，各試験体の圧縮永久ひずみ率は，データ数を 32 個採取した本試験と，過去の試験ごとにおける最大値と最小値の差分を比較し，大きなばらつきはなかった。
試験ごとの圧縮永久ひずみ率に相違はあるものの，原子力プラント特有の条件として
kGy の放射線量を照射した後，圧縮状態で 200 ℃の飽和蒸気環境にて 168 時間劣化
させた状態での測定値であり，改良型ＥＰＤＭ製シール材の使用温度範囲外で実施した
過酷な環境下での試験であることから，違いが生じたと考えられる。

別紙 10-20

試験 No.

表 28 各試験データのばらつき
過去の試験
過去の試験
過去の試験
データ No.1 データ No.2 データ No.3

今回の
データ

過去の試験
データ No.4

試験体数
圧縮永久
ひずみ率
最大値
最小値
差分
次に，設置許可で実施したような統計学的な圧縮永久ひずみ率の算出の有無について，考察する。今回，得られた結果を踏まえ，圧縮永久ひずみデータのヒストグラムを作成した。図 9 に示す。

図9

圧縮永久ひずみデータのヒストグラム

図 9 で示すように，試験体数を増やした今回の試験結果に基づき，統計学的に圧縮永久ひずみ率を算出した結果を表 29 に示す。

別紙 10-21

項目

データ数

データ拡充前12

データ拡充分32

全てのデータ44

表 29 試験データのまとめ
圧縮永久
平均値
標準偏差σ
ひずみ率

平均値＋2σ表 29 で示すように，現状の製作公差等を考慮した開口量評価で用いている統計学的な圧縮永久ひずみ率％に対して，裕度のある結果を得た。また，データの拡充によって，平均値が小さくなるとともに統計学的なばらつきが小さくなり，評価で用いていた
値は保守的な数値であったことが確認できた。
上記のことから，現状の製作公差等を考慮した開口量評価を見直す必要がなく，かつ，
データ拡充結果を考慮して圧縮永久ひずみ率を算出した方が，非保守的な結果となるため，統計学的に算出し直す必要はない。
上記のことから，開口量評価で用いている圧縮永久ひずみ率％及び寸法公差等を考慮した開口量評価で用いている圧縮永久ひずみ率％は，データ拡充で得られた結果からも，開口量評価において保守的な評価であり，圧縮永久ひずみ率の値を変更する必要がないことを確認した。

別紙 10-22

7.

改良ＥＰＤＭシール材の増厚検討
1.で示したトップヘッドフランジの開口量評価は，製作公差等のばらつきを考慮した評
価結果の裕度が小さいことから，ガスケットの増厚を検討する。
1.で示すように製作公差等のばらつきを考慮した開口量の裕度は，mm である。一
方，公称値を用いた開口量評価は，mm である。
増厚の検討にあたっては，原子炉格納容器の閉じ込め機能を確認するため，評価に用いた公称値と同等の裕度を製作公差等のばらつきを考慮しても満足できるようにする。その結果，表 30 で示すように
mm の増厚することにより，製作公差等のばらつきを考慮した開口量評価結果は，増厚前の公称値を用いた開口量評価と同等の裕度を確保できることを確認した。また，増厚後は，ガスケット厚さの公称値も大きくなるため，開口量評価を実施し，
mm の裕度が確保できることを確認した。
上記のことから，mm の増厚が可能であるかどうかを圧縮永久ひずみ試験により，確
認する。
表 30
項目

シール部

公称値

内側

現状の
評価値 ＊1mm 増厚の評価値 ※
増厚後の公称値

増厚検討の試験結果を踏まえた開口量評価結果
ガスケッ
ト厚さ

押し込
み量

圧縮永久
ひずみ率

許容
開口量

開口量

裕度

内側
内側
内側

＊1：製作公差等を考慮した評価
・許容開口量＝（押し込み量）×［1-（圧縮永久ひずみ率）／100］
・押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）−（シール部公差）＋（熱膨張）−（調整シムの最小厚さ）］

7.1

ガスケットの増厚検討の試験条件1.で示した 12 個の試験データと同等の試験を実施するため，以下の条件で圧縮永久ひずみ試験を実施する。また，圧縮率はmm の増厚を考慮し，設定している。

材料
改良ＥＰＤＭ

試験
温度

放射線
照射量

試験
雰囲気

試験時間

200 ℃

kGy

蒸気

168h

＊2：ガスケット厚さの公称値
出mm にプラス公差を考慮した

別紙 10-23

圧縮率

％ ＊2

mm の圧縮率から算7.2

ガスケットの増厚検討の試験結果7.1 で示した試験条件に基づき，圧縮永久ひずみ試験を実施し，表 31，表 32 の結果と
なった。
表 31

試験データ群

x1

x2

x3

x4

x5

x6

x7

x8

x9

x10

x11

x12

x13

x14

x15

x16

x17

x18

x19

x20

x21

x22

x23

x24

x25

x26

x27

x28

x29

x30

x31

x32

表 32
項目

データ数
値

32

試験データのまとめ

最大値

最小値
％

圧縮永久ひずみ率％％

6.2 で実施した結果の平均値と同等の結果が得られた。また，ガスケットに破損はな
く，健全性を確認した。
上記のことから，ガスケット厚さをmm 増厚が可能であることを確認した。

別紙 10-24

8.

200 ℃，2 Pd における閉じ込め機能の健全性維持について
200 ℃，2 Pd における閉じ込め機能の健全性維持のため，ガスケットの増厚を実施する。
また，開口量評価で用いている製作公差内であることを確認することによって，閉じ込め機能の健全性維持が確認できるため，使用前検査までに以下のことを実施及び確認をする。
確認項目①改良ＥＰＤＭへの変更及び増厚②増厚後のシール性確認③フランジ溝深さ及びタング部高さ

確認方法
図面の変更実施
局部漏えい検査
寸法測定①トップヘッドフランジ等のハッチに使用するガスケットの改良ＥＰＤＭへの設計変更
及びトップヘッドフランジに使用するガスケットの増厚に伴う設計変更を実施する。
②増厚したガスケット据え付け後，トップヘッドフランジの局部漏えい検査を実施し，異常がないことを確認する。
③各ハッチについて，使用前検査までにフランジ溝深さ及びタング部高さの寸法測定を実施し，寸法公差内であること，製作公差等を考慮した開口量評価に影響がないことを確認する。

別紙 10-25

別紙 19
格納容器隔離弁のＳＡ環境下における耐性確認試験の概要について
原子炉格納容器隔離弁のうち，バタフライ弁の弁座ゴムシートに対し，重大事故時環境における耐性向上のため，より耐熱性・耐放射線性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材を選定し，耐性確認試験を実施した。試験の概要を以下に示す。
1.

試験内容
試験フロー及び試験内容を表 1 に示す。また，図 1 に蒸気通気試験装置の概要図，図 2に常温弁座漏えい試験の概要図を示す。600 A バタフライ弁を供試体とし，弁座シール材に改良ＥＰＤＭ製シール材を適用して，初期性能確認，劣化処理を行った後，200 ℃における飽和蒸気環境下（ＢＷＲの原子炉格納容器の設計圧力の 2 倍（2 Pd）以上）で 168 時間，蒸気通気試験を実施する。さらに常温復帰後，窒素を媒体とした常温弁座漏えい試験を実施する。重大事故時環境における格納容器の閉じ込め機能を確認する観点から，弁は閉弁状態で実施する。重大事故時環境における放射線による劣化と熱による劣化は，シール材に放射線照射をした後，定められた温度条件下に曝露する逐次法により付与する。一
般に有機材料の放射線劣化挙動には，酸素が影響を及ぼすことが知られているが，環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。バタフライ弁のシール材は格納容器内の雰囲気をシールするものであり，事故時の蒸気環境をシールし，酸素が常に供給される環境をシールするものではないこと
から，逐次法と比較して放射線と熱の同時曝露のシール機能への影響は十分小さいものと考える。
表1

試験フロー及び試験内容

試験フロー
熱・放射線同時劣化処理

試験内容
通常運転中に負荷される温度，線量を供試体に加える

初期機能試験

初期状態における閉じ込め機能等を確認する

機械的劣化処理

負荷試験機を用いて弁の開閉操作を実施する

放射線照射劣化

重大事故環境で想定される放射線量（0.3 MGy）を供試体に照射する

蒸気通気試験

図 1 に示す試験装置で 200 ℃，0.62 MPa 以上の蒸気環境下における閉じ込め機能を確認する。蒸気は 168 時間通期し，24 時間おきに二次側の漏えい検出弁より漏えいの有無を確認する。

常温弁座漏えい試験

図 2 に示す試験装置で供試体一次側を 0.62 MPa 以上の窒素加圧環境下とし，二次側からの漏えいがないことを確認する。

別紙 19-1

図1

蒸気通気試験装置概要図

図2

常温弁座漏えい試験概要図
別紙 19-2

2．試験結果
蒸気通気試験の試験結果を表 2 に，常温弁座漏えい試験の試験結果を表 3 に示す。蒸気通気試験中に漏えいは確認されず，また，常温復帰後の常温弁座漏えい試験においても漏えいは確認されず，閉じ込め機能を維持できることを確認した。

表2

蒸気通気試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

継続時間

照射量

改良
ＥＰＤＭ材

0.62 MPa
以上

200 ℃

蒸気

168 時間MGy

表3

常温弁座漏えい試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

漏えいの
有無

改良ＥＰＤＭ材

0.62 MPa
以上

常温

窒素

無

別紙 19-3

漏えいの有無
無別紙 21
重大事故等時におけるシール機能の追従性について
1.

はじめに
原子炉格納容器については，事故時に原子炉格納容器圧力の上昇率が大きくなる場合においてシール機能が追従できず，原子炉格納容器から漏えいが生じる可能性がある。原子炉格
納容器の圧力上昇率が大きくなる以下の 2 ケースを対象に，圧力上昇時のシール機能への影響について評価した。
ＬＯＣＡ時のブローダウン過程における高温水・蒸気の放出時
原子炉圧力容器破損に伴う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。）による蒸気発生時

2.

原子炉圧力容器破損に伴う圧力上昇の影響について
有効性評価に関する事故シナリオにおいて，原子炉格納容器の圧力上昇率が大きいのは，1.に記載のとおりＬＯＣＡのブローダウン時と原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩによる蒸気発生時である。フランジ等のシール部に用いるシール材は，フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが，原子炉格納容器の圧力上昇時のフランジの開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には，漏えいが生じる可能性がある。
このため，シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し，フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。

2.1

シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良ＥＰＤＭ製シール材について，復元速度を評価するため，ＪＩＳ Ｋ ６２５４に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて，フランジ開口量の変化
速度が早くなるのは，ＬＯＣＡのブローダウン時及び原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩによる蒸気発生時である。この場合における開口量の変化速度は，ＬＯＣＡのブローダウン
時で 5.23×10-2 mm/s 程度，ＦＣＩによる蒸気発生時で 1.49×10-2 mm/s 程度であることが分かっているため，これを参照して，両変化速度を上回る 300 mm/min（5 mm/s）及び 500
mm/min（8.33 mm/s）を試験速度とした。
試験では，常温下で所定距離（3.75 mm）まで一定速度（300 mm/min 又は 500 mm/min）
で圧縮後，初期位置まで一定速度（300 mm/min 又は 500 mm/min）で荷重を開放し，この際に改良ＥＰＤＭ製シール材に加わる圧縮応力を測定する試験を実施した（図 1 参照）。
本試験装置では，シール材の荷重を開放するとき，シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから，これにより，復元速度を測定することができる。

別紙 21-1

【復元速度測定装置】
荷重検出部へ【荷重負荷時】①所定距離まで圧縮しながら応力を測定【荷重開放時】②初期位置まで戻す時のガス
ケット圧縮応力を測定
荷重
開放

荷重
負荷

ガスケット

圧縮応力

試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

駆動部へ

図1

復元速度測定試験の概要

別紙 21-2

2.2

試験結果
試験結果を図 2 に示す。この図に示すように，荷重開放時の各計測点において圧縮応力が測定されたことから，改良ＥＰＤＭ製シール材の復元速度は 500 mm/min（8.33 mm/s）以上であることを確認した。前述のとおり，フランジ開口量の変化速度が早くなるのは，
ＬＯＣＡのブローダウン時及び原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩによる蒸気発生時であるが，その時のフランジ開口変化速度は 5.23×10-2 mm/s 程度及び 1.49×10-2 mm/s 程度であり，以下のとおりシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり，急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考える。
ｼｰﾙ材復元速度 500 mm/min（8.33 mm/s）以上＞ﾌﾗﾝｼﾞ開口変化速度（5.23×10-2 mm/s 及び 1.49×10-2 mm/s）

図2

一定復元速度下で測定した改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮応力

なお，本試験は，劣化していない材料に対して実施したものであるが，別紙 15 で示す
通り，劣化後の圧縮永久ひずみ，硬さ，質量変化率は，大きなばらつきがなく，有意な性状変化が見られていない。また，さらに詳細に劣化による影響を確認するために，劣化後の材料のＦＴ−ＩＲやシート面の硬さに関する検討を行った。その結果，シール材の性状に大きな変化は確認されなかった。
これらに示す試験結果から，劣化を考慮した場合でもシール材の復元特性に大きな変化
はなく，また，復元速度はフランジ開口速度に対して十分な余裕があることから，開口に対する追従性に問題はないものと考える。

別紙 21-3

＜追従性判断に使用できる理由＞
800 kGy の放射線照射を行い，乾熱 200 ℃を 168 時間暴露した改良ＥＰＤＭ製シール材，及び 800 kGy の放射線照射を行い，蒸気 250 ℃を 168 時間暴露した改良ＥＰＤＭ製シール
材について，劣化後のシート面のＦＴ−ＩＲスペクトルを図 3 に，硬さ測定の測定値を図 4に示す。その結果，ＦＴ−ＩＲスペクトルは，分析位置に顕著な劣化が認められないこと，
硬さ測定結果は，200 ℃，168 時間条件では酸化劣化によって硬さが顕著に上昇したが、その他は，硬さの初期値近傍であることから，乾熱放射線照射＋蒸気暴露後の試験片と初期試
験片に顕著な差異はないことが確認できるため，復元特性が同様であると類推される。

ＦＴ−ＩＲ分析結果（シート面）

＊

図3

注記

図4

硬さ測定結果別紙 21-4＊：国際ゴム硬さ別紙 22
フランジ部の永久変形の評価について
原子炉格納容器バウンダリの健全性評価のうち，開口評価を行っているものに対して，事
故時の原子炉格納容器過圧状態における開口により，永久変形が生じないことを示す。
開口影響がある部位の評価として，200 ℃，2 Pd におけるフランジ部の変形によるフランジ部の発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値と比較した。その結果，全てのフランジ部の発生応力が供用状態Ｃにおける評価基準値を下回っており，永久変形が生じないことを確認した。
＜評価対象＞①トップヘッドフランジ②機器搬入用ハッチ③サプレッション・チェンバアクセスハッチ④所員用エアロック

別紙 22-1

①トップヘッドフランジ
トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法を用いて算出したフランジ及びボルトの発生応力が，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
トップヘッドフランジの評価結果を表 1 に示す。発生応力は供用状態Ｃにおける評価基準
値を下回っており，永久変形は生じない。
表1

トップヘッドフランジの評価結果
単位：MPa

荷重

供用状態Ｃにおける
評価基準値

発生応力
フランジの軸方向応力

σ

185

339

フランジの径方向応力

σ

2

226

フランジの周方向応力

σ

86

226

94

226

136

226

247

423

σ

2 Pd

σ
2

組合せ応力
σ

σ
2
σ

使用状態でのボルトの応力②機器搬入用ハッチ
機器搬入用ハッチのフランジ部について，既工認と同様の評価手法を用いて算出したフランジの発生応力が，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
機器搬入用ハッチフランジの評価結果を表 2 に示す。発生応力は供用状態Ｃにおける評価
基準を下回っており，永久変形は生じない。

表2
材質：

機器搬入用ハッチフランジの評価結果（SGV480 相当）

S

供用状態Ｃにおける評価基準値（MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm/mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm4）σ発生応力（MPa）

226
2.112×104

4.22×10787

別紙 22-2

③サプレッション・チェンバアクセスハッチ
サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部について，既工認と同様の評価手法
を用いて算出したフランジの発生応力が，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価結果を表 3 に示す。発生応力は供用状態
Ｃにおける評価基準を下回っており，永久変形は生じない。
表3
材質：

サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部の評価結果（SGV480 相当）

S

供用状態Ｃにおける評価基準値（MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm/mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm4）σ発生応力（MPa）

226
5.038×103

1.14×10729④所員用エアロック
所員用エアロックの隔壁部は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-3-2 所員用エアロックの強度計算書」
で示す最も厳しい応力点の発生応力が，供用状態Ｃの評価基準値を下回ることを確認する。
応力評価結果を表 4 に示す。発生応力は供用状態Ｃにおける評価基準を下回っており，永久変形は生じない。
表4
材質：

所員用エアロックの評価結果（SGV480 相当）σ

発生応力（MPa）

226

S

供用状態Ｃにおける評価基準値（MPa）

339

別紙 22-3

別紙 23200 ℃，2 Pdの適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について
1.

概要
有効性評価における格納容器温度・圧力の判断基準（評価項目）は200 ℃，2 Pdと設定しており，200 ℃，2 Pdの状態が継続することを考慮した評価が必要な部位はシール部である。このため，シール部については，200 ℃，2 Pdの状態が7日間（168時間）継続した
場合でもシール機能に影響がないことを確認することで，限界温度・圧力における格納容器閉じ込め機能の健全性を示している。
ここでは，200 ℃，2 Pdを適用可能な7日間（168時間）以降においても，有効性評価で得られている厳しい条件を考慮し，格納容器の閉じ込め機能を示す。
また，上記に加えて，7日間（168時間）以降の累積放射線照射量についても，格納容器の閉じ込め機能に影響がないことを確認する。

2.

7日間（168時間）以降の圧力，温度の条件
7日間（168時間）以降において，格納容器圧力が最も高くなるのは，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用する場合のシーケンス及び「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」で想定されるシーケンスである。これらのシーケンスは，格納容器内酸素濃度が4.0 vol％（ドライ条件）に到達した時点で，格納容器内酸素濃度上昇による格納容器ベントを遅延するため，310 kPa[gage]までサプレッション・チェンバへの窒素注入を行う手順としており，表1で示すとおり，7日間（168時間）以降の格納容器圧力は最大で310 kPa[gage]となる。代表的に，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用する場合のシーケンスにおける格納容器圧力の推移を図1に示す。

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

0.62 MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

格 納 容 器 圧 力 310 kPa[gage]到 達 に て
窒素供給停止（約 163 時間）

0.4(MPa[gage])
格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0 %到 達 に て
サプレッション・チェンバへの窒素供給開始（約 84 時間）

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)図1

格納容器圧力（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用する場合）

別紙 23-1168

7日間（168時間）以降の格納容器雰囲気温度が最も高くなるのは，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用できない場
合のシーケンスである。このシーケンスの格納容器雰囲気温度の推移を図2に示すが，7日間（168時間）時点で150 ℃未満であり，その後の格納容器雰囲気温度は崩壊熱の減衰によって低下傾向となるため，第1表で示すとおり7日間（168時間）以降は150 ℃を下回る。また，格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度 ＊ ）についても，事象発生後3.9時間後に生じる最高値は157 ℃であるが，7日間以降は150 ℃を下回る。
注記 ＊：評価に用いているＭＡＡＰコードは，ＦＰ沈着に伴う発熱を考慮したものとなっている。格納容器内のＦＰ挙動については，原子力安全基盤機構（JNES）の「シビアアクシデント時格納容器内多次元熱流動及びＦＰ挙動解析」において，
ＦＰのほとんどが原子炉キャビティ内の床や壁表面にとどまり，格納容器全体に飛散することがないことが確認されており，健全性が維持されたシール部等の貫通部への局所的なＦＰ沈着は発生しにくく，ＭＡＡＰコードによる壁面温度の結果は妥当と考える。

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱操作（約 19 時間）
その後，崩壊熱の低下とともに徐々に格納容器雰囲気温度低下

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図2

格納容器雰囲気温度（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用できない場合）

表 1 事故発生後の経過時間と格納容器圧力・温度，累積放射線照射量の関係
事故発生後の経過時間
0〜168 時間
168 時間以降
有効性評価シナリオで評価項目として格納容器圧力
最大310 kPa[gage]となる
2 Pd(620 kPa[gage])を設定（ＭＡＡＰ解析結果）
有効性評価シナリオで評価項目として150 ℃を下回る
格納容器温度
200 ℃を設定（ＭＡＡＰ解析結果）

別紙 23-2

3. 7日間（168時間）以降の格納容器圧力・温度と閉じ込め機能の関係について
3.1 7日間（168時間）以降の格納容器圧力と閉じ込め機能の関係について
時間経過により，格納容器の健全性に影響を及ぼす部位はシール部のシール材である。
シール部の機能維持は，図3の模式図に示すとおり，格納容器内圧力の上昇に伴うフランジ部の過渡的な開口挙動に対し，シール材料の復元量が十分に確保されていることをもって確認している。つまり，格納容器温度によるシール材の熱劣化を考慮しても，圧縮
永久ひずみ試験結果によりシール材の復元量が十分であれば，シール部の機能は健全である。長期のケースとして，有効性評価シナリオにおいて168時間時の格納容器圧力が高い代替循環冷却系運転ケースを評価しても，格納容器圧力は約0.31 MPaであり開口量は小さい（表2参照）。なお，復元量の具体的な評価は，格納容器温度に関係することから
3.2で示す。

シール材

図3

シール部の機能維持確認の模式図

別紙 23-3

表2
フランジ部位溝

トップヘッド
フランジ

内側
外側
内側
外側
内側
外側

機器搬入用ハッチ
サプレッション・チェ
ンバアクセスハッチ

3.2

格納容器圧力と開口量の関係
168時間時
1 Pd(0.31 MPa)
mm
mm
mm
mm
mm
mm

2 Pd(0.62 MPa)
mm
mm
mm
mm
mm
mm

7日間（168時間）以降の格納容器温度と閉じ込め機能の関係について
格納容器温度の上昇に伴う，時間経過によるシール材の長期的（格納容器温度が150 ℃を下回る状況）な影響を調査する。ここでは，トップヘッドフランジや機器搬入用ハッチ等に使用されている改良ＥＰＤＭ製シール材を用いて，168時間以降の温度・時間とシール材料の劣化挙動を確認するため，シール材の基礎特性試験を実施した。試験
結果を表3に示す。

別紙 23-4

表3

改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化

試験時間

0〜7 日

7 日〜14 日

14 日〜30 日

試験温度

200℃

150℃

150℃

圧縮永久ひずみ率[％]

硬さ

質量変化率[％]
注記：γ線 1.0 MGy 照射済の試験体を用い，飽和蒸気環境下に暴露した後の測定値表3に示すように，168時間以降，150 ℃の環境下においては，改良ＥＰＤＭ製シール
材の基礎特性データにはほとんど変化はなく，経時劣化の兆候は見られない。したがって，重大事故後168時間以降における格納容器の温度を150 ℃と設定した場合でも，シール部の機能は十分維持される。なお，ＥＰＤＭ材は一般特性としての耐温度性は150 ℃であり，表3の結果は改良ＥＰＤＭ製シール材が200 ℃条件を7日間経験しても，一般特性としての耐熱温度まで低下すれば，それ以降は有意な劣化傾向は見られないことを示していると考える。また，表3の結果から圧縮永久ひずみ％時の改良ＥＰＤＭ製シー
ル材復元量とフランジ開口量のイメージを図4に示しており，表2で示す168時間以降の格
納容器圧力に対しても十分追従可能な復元量を維持していることも確認できる。

図4

圧縮永久ひずみ%時のシール材復元量とフランジ開口量

別紙 23-54.

7日間（168時間）以降の格納容器の閉じ込め機能について2.で示したように有効性評価結果からも，7日間（168時間）以降は格納容器温度が改良
ＥＰＤＭ製シール材の一般特性としての耐熱温度である150 ℃を下回ることが判っている。
また，格納容器圧力についてもベント操作の有無に関わらず圧力は低下しており，開口量
は2 Pd時と比較しても小さいことが確認できている。なお，代替循環冷却系を使用するシーケンスの場合，中長期的には，水の放射線分解によって生じる水素と酸素が格納容器圧力の上昇に寄与するが，酸素濃度がドライ条件で4.3 vol％に到達した場合にはベントを実施することとしていることから，格納容器圧力は1 Pdから数十kPaまでの上昇にとどまる。
よって，格納容器温度・圧力が評価項目（200 ℃・2 Pd）にて7日間経験してもシール材が問題ないことを確認することで，長期の格納容器閉じ込め機能を確保できる。
7日間（168時間）以降の格納容器の閉じ込め機能については，格納容器圧力・温度は低下していること，及び代替循環冷却系を使用するシーケンスにおける中長期的な水の放射線分解に伴う水素と酸素の発生の寄与も大きくないことから，最初の7日間（168時間）に対して200℃・2Pdを超えないよう管理することで，長期的な格納容器閉じ込め機能は維持される。ただし，事故環境が継続することにより，熱劣化等の閉じ込め機能低下要因が存在することも踏まえ，長期的なプラントマネジメントの目安として，7日間（168時間）以降の領域においては，格納容器温度が150 ℃を超えない範囲で，また，格納容器圧力は1Pd程度（1 Pd＋数十kPa ＊ ）以下でプラント状態を運用する。
注記 ＊：酸素濃度をドライ換算で4.3 vol％以下とする運用の範囲

2 Pd（620 kPa[gage]）

1 Pd 程度（1Pd ＋ 数十 kPa）以下を 1 つの目安として収束に向けてマネジメントを実施

図5

格納容器圧力の 168 時間以降の考え方

2 Pd（620 kPa[gage]）
150 ℃を超えないことを 1 つの目安として収束に向けてマネジメントを実施

図6

格納容器温度の 168 時間以降の考え方
別紙 23-65.

7 日間（168 時間）以降な放射線照射量と閉じ込め機能の関係について
時間経過によるシール材の長期的な影響を調査する。ここでは，トップヘッドフランジ
や機器搬入用ハッチ等に使用されている改良ＥＰＤＭ製シール材を用いて，168 時間以降の累積放射線照射量・時間とシール材料の劣化挙動を確認するため，シール材の基礎特性試験を実施した。試験結果を表 4 に示す。累積放射線照射量による影響は，試験結果より，有意な変化がないことから，7 日間以降のシール機能は，維持できる。
表4

改良ＥＰＤＭ製シール材の累積放射線照射量とひずみ率の関係

累積放射線照射量

ひずみ率

MGy

％

MGy

％

MGy

％

試験条件
雰囲気：蒸気環境
温度・劣化時間：200 ℃・168 時間＋150 ℃・168 時間

別紙 23-7

別紙 24
原子炉格納容器貫通部リスト
原子炉格納容器に取り付けられている貫通部のリストを以下に示す。
原子炉格納容器貫通部リスト（1／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.
X-15

ハッチ
注記

用

途

機器搬入用ﾊｯﾁ

取り付け位置

口径
[mm]

厚さ t
[mm]

t／D

3658

−＊

−＊

＊

−＊

X-16

所員用ｴｱﾛｯｸ

2400

−

X-28

CRD ﾊｯﾁ

609.6

31.0

0.051

X-51

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ・ﾁｪﾝﾊﾞｱｸ
ｾｽﾊｯﾁ

1982

−＊

−＊

角度

＊：当該貫通部は，配管貫通部以外の評価対象であり，代表性として不要な情報であるため，「−」とする。

スリーブ
分類

高 さ
〔EL〕

貫通部
No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ t
[mm]

t／D

配管貫通部【プロセス配管貫通部（ドライウェル）】

X-2

RPV ﾍｯﾄﾞｽﾌﾟﾚｲ

22B

29.0

0.052

X-3

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ排気系
2-26B-12,2-26V9,150,153

20B

26.2

0.052

X-5

RCW 送り(2-9V33)

8B

12.7

0.059

X-6

HPCS

28B

39.0

0.055

X-7

予備

12B

17.4

0.055

X-8

LPCS

28B

39.0

0.055

X-11A

RHR(A)

16B

21.4

0.053

X-11B

RHR(B)

16B

21.4

0.053

X-12A

LPCI(A)

28B

39.0

0.055

X-12B

LPCI(B)

28B

39.0

0.055

X-12C

LPCI(C)

28B

39.0

0.055

X-13

SLC

10B

15.1

0.056

X-14

CUW ﾎﾟﾝﾌﾟ吸込

22B

29.0

0.052

X-17A

FDW（to RPV）

36B

51.0

0.056

X-17B

FDW（to RPV）

36B

51.0

0.056

別紙 24-1

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（2／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

t／D

配管貫通部【プロセス配 管貫通部（ドライウェル ）】X-18A

MS（to Turbin）

44B

51.0

0.046

X-18B

MS（to Turbin）

44B

51.0

0.046

X-18C

MS（to Turbin）

44B

51.0

0.046

X-18D

MS（to Turbin）

44B

51.0

0.046

X-19A

RHR SDC 戻り

28B

39.0

0.055

X-19B

RHR SDC 戻り

28B

39.0

0.055

X-20

RHR SDC

36B

51.0

0.072

X-21

蒸気（to RCIC
Turbin）

26B

39.0

0.059

X-22

復水ﾄﾞﾚﾝ

12B

17.4

0.055

X-26

予備

16B

21.4

0.053

X-43

予備

6B

11.0

0.067

X-46

RCW 戻り(2-9V30)

8B

12.7

0.059

X-52A

FCS(A)＆予備

20B

26.2

0.052

X-52B

FCS(B)＆予備

20B

26.2

0.052

X-53

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ給気系
2-26B-2,9/2-26V16

20B

26.2

0.052

X-55

N2 ｶﾞｽ供給系＆FPC

10B

15.1

0.056

26B

39.0

0.059

18B

23.8

0.052

X-56

X-57

予備＆N2 ｶﾞｽ供給
系,DHC,非常用逃がし安全弁駆動系,N2
代替注入系
FP 系＆N2 ｶﾞｽ供給
系,非常用逃がし安
全弁駆動系

X-58

補給水系

18B

23.8

0.052

X-76

to FCS(A)

10B

15.1

0.056

X-81

予備

1 1/2B

5.1

0.105

X-107B

DHC 入口

12B

17.4

0.055

別紙 24-2

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（3／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

t／D

配管貫通部【プロセス配管貫通部（サプレッショ ン・チェンバ）】

X-4

RCIC

14B

19.0

0.053

X-23

FLOOR DRAIN SUMP

3B

7.6

0.085

X-24

EQUIPMENT DRAIN
SUMP

3B

7.6

0.085

X-25A

RHR(A)

4B

8.6

0.075

X-25B

RHR(B)

4B

8.6

0.075

X-31

HPCS SUCTION

24B

31.0

0.051

X-32

RHR(B) SUCTION

24B

31.0

0.051

X-33

RCIC SUCTION

8B

12.7

0.059

X-34

LPCS SUCTION

24B

31.0

0.051

X-35

RHR(A) SUCTION

24B

31.0

0.051

X-36

RHR(C) SUCTION

24B

31.0

0.051

X-47

RHR(A),RCIC

16B

21.4

0.053

X-48

RHR(B),ML

16B

21.4

0.053

X-49

HPCS TEST

12B

17.4

0.055

X-59

予備

16B

21.4

0.053

18B

23.8

0.052

18B

23.8

0.052

X-60
X-62

RHR(A)Hx 安全弁排
気の閉止
RHR(B)Hx 安全弁排
気の閉止

X-63

LPCS TEST,RHR(A)

12B

17.4

0.055

X-77

RCIC

2B

5.5

0.091

X-78

予備

3B

7.6

0.085

20B

26.2

0.052

20B

26.2

0.052

X-79

X-80

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ排気系(AC 系)
2-26B-10,11,226V152,155
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ給気系(AC 系)
2-26B-3,4,5,6,7
2-26V-18,19,69,70

別紙 24-3

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（4／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

用

X-9A

途

取り付け位置

配管貫通部【計装配管貫 通部（ドライウェル）】

口径

厚さ
[mm]

t／D

CRD 引抜

1B

4.5

0.132

X-9B

CRD 引抜

1B

4.5

0.132

X-9C

CRD 引抜

1B

4.5

0.132

X-9D

CRD 引抜

1B

4.5

0.132

X-10A

CRD 挿入

1B

4.5

0.132

X-10B

CRD 挿入

1B

4.5

0.132

X-10C

CRD 挿入

1B

4.5

0.132

X-10D

CRD 挿入

1B

4.5

0.132

1 1/2B

5.1

0.105

1 1/2B

5.1

0.105

1 1/2B

5.1

0.105

1 1/2B

5.1

0.105

1 1/2B

5.1

0.105

1 1/2B

5.1

0.105

10B

15.1

0.056

10B

15.1

0.056

10B

15.1

0.056

X-27A
X-27B
X-27C
X-27D
X-27E
X-27F
X-29A
X-29B
X-29C

移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞγﾗｼﾞｴｰｼｮﾝｾﾝｻ
CH-A
γﾗｼﾞｴｰｼｮﾝｾﾝｻ
CH-B
PASS,CAMS,RPV ﾌﾗﾝ
ｼﾞﾘｰｸｵﾌ,HERMETIS

X-29D

CAMS,PLR,MS

10B

15.1

0.056

X-30

MS

10B

15.1

0.056

X-37A

PCV 計装

2B

5.5

0.091

X-37B

ｼｰﾙﾍﾞﾛｰ L/T(226V215,216)

2B

5.5

0.091

別紙 24-4

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（5／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

X-38
X-39
X-40

用

途

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR,MS
NB/CRD-dp,
HPCS-dp
ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MSPCV-L/T
盤

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

t／D

10B

15.1

0.056

10B

15.1

0.056

10B

15.1

0.056

配管貫通部【計装配管貫 通部（ドライウェル）】

X-41A

RCIC

10B

15.1

0.056

X-41B

RCIC

10B

15.1

0.056

X-42

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,MSIV-LCS,MS

10B

15.1

0.056

X-44A

J/P

10B

15.1

0.056

X-44B

J/P,PASS

10B

15.1

0.056

X-44C

J/P

10B

15.1

0.056

X-44D

J/P

10B

15.1

0.056

X-54A

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR

10B

15.1

0.056

X-54B

PLR

10B

15.1

0.056

X-54C

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用，MSIV-LCS,PLR

10B

15.1

0.056

X-54D

PLR

10B

15.1

0.056

X-66A

RHR,LPCS,ﾎﾞﾄﾑﾗｲﾅｰ
L/T 盤

10B

15.1

0.056

X-66B

RHR

10B

15.1

0.056

X-69A

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

0.056

X-69B

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

0.056

X-73

O2 測定用

2B

5.5

0.091

X-74

O2 測定用,FP ﾓﾆﾀ

2B

5.5

0.091

X-75

O2 測定用

2B

5.5

0.091

別紙 24-5

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（6／8）
スリーブ
分類

配管貫通部【計装配管貫通部（ドライウェル）】

貫通部
No.

用

X-84A

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

t／D

水位計

1B

4.5

0.132

X-84B

水位計

1B

4.5

0.132

X-84C

水位計

1B

4.5

0.132

X-84D

水位計

1B

4.5

0.132

X-85A

水位計

1B

4.5

0.132

X-85B

水位計

1B

4.5

0.132

X-86A

水位計

1B

4.5

0.132

X-86B

水位計

1B

4.5

0.132

X-86C

水位計

1B

4.5

0.132

X-86D

水位計

1B

4.5

0.132

X-87

MS,炉心 dpt-N005

10B

15.1

0.056

X-88

MS,HERMETIS

10B

15.1

0.056

X-89

MS,CUW,NB

10B

15.1

0.056

X-90

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MS

10B

15.1

0.056

X-203

FCS

2B

5.5

0.091

別紙 24-6

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（7／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

X-64A
配管貫通部【計装配管貫通部（サプレッション・チェンバ）】

X-64B
X-64C
X-64D

用

途

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位測定用

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

t／D

2B

5.5

0.091

2B

5.5

0.091

2B

5.5

0.091

2B

5.5

0.091

X-65

予備

2B

5.5

0.091

X-67

予備

12B

17.4

0.055

X-68

予備

2B

5.5

0.091

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ圧
力測定用
真空破壊弁 N2 ｶﾞｽ供給系
真空破壊弁 N2 ｶﾞｽ供
給系

2B

5.5

0.091

10B

15.1

0.056

10B

15.1

0.056

X-82

O2 測定用

2B

5.5

0.091

X-83

O2 測定用,FP ﾓﾆ
ﾀ,PASS,CAMS

2B

5.5

0.091

X-200AMSIV LCS

4B

8.6

0.075

X-200BMSIV LCS

4B

8.6

0.075

X-201A

予備

3B

7.6

0.085

X-201B

予備

3B

7.6

0.085

X-202A

予備

3B

7.6

0.085

X-202B

予備

3B

7.6

0.085

X-70
X-71A
X-71B

別紙 24-7

高 さ
〔EL〕

角度

原子炉格納容器貫通部リスト（8／8）
スリーブ
分類

貫通部
No.

用

X-100A途

取り付け位置電気配線貫通部（ドライ ウェル）

口径

厚さ
[mm]

t／D

中性子検出等

12B

17.4

0.055

X-100B

中性子検出等

12B

17.4

0.055

X-100C

中性子検出等

12B

17.4

0.055

X-100D

中性子検出等

12B

17.4

0.055

X-101A

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

0.052

X-101B

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

0.052

X-101CPLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

0.052

X-101D

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

0.052

X-102A

指示＆制御

12B

17.4

0.055

X-102B

指示＆制御

12B

17.4

0.055

X-103

計測

12B

17.4

0.055

X-104A

CRD 位置指示用

12B

17.4

0.055

X-104B

CRD 位置指示用

12B

17.4

0.055

X-104CCRD 位置指示用

12B

17.4

0.055

X-104DCRD 位置指示用

12B

17.4

0.055

X-105A

電源＆出力

12B

17.4

0.055

X-105B

電源＆出力

12B

17.4

0.055

X-105C

電源＆出力

12B

17.4

0.055

X-105D

電源＆出力

12B

17.4

0.055

X-106A

予備

12B

17.4

0.055

X-106B

指示＆制御

12B

17.4

0.055

X-107A

指示＆出力

12B

17.4

0.055

X-230

計測

12B

17.4

0.055

別紙 24-8

高 さ
〔EL〕

角度

別紙 25
重大事故等時の動荷重について
1.

概要
東海第二発電所において，重大事故等時の原子炉格納容器に生じる動荷重について整理し，その動荷重が設計基準事故を上回る又は設計基準事故で想定されていない動荷重については，原子炉格納容器に対する影響を確認する。

2.

原子炉格納容器に生じる動荷重について

2.1 設計基準事故時に生じる動荷重
原子炉格納容器に生じる動荷重を抽出するにあたって，初めに設計基準事故時に生じる動荷重について，記載する。
設計基準事故時に生じる動荷重は，「BWR. MARK Ⅱ型格納容器圧力抑制系に加わる動荷重の評価指針」で示されており，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時に生じるものを考慮することが求められている（参考資料 1）。この 2 つの事象時は，以下のような現象により動荷重が生じる。
2.1.1 原子炉冷却材喪失時に生じる動荷重
原子炉冷却材喪失（以下「ＬＯＣＡ」という。）時には，原子炉冷却材圧力バウンダリ
内から多量の原子炉冷却材が流出することに伴い，以下のような現象が生じる。
・ＬＯＣＡ時のドライウェル圧力の急激な上昇によりベント管内の水がサプレッショ
ン・チェンバへ移行する
・その後，ドライウェル内の非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行する
・原子炉冷却系統から流出した原子炉冷却材が蒸気となり，ドライウェルからサンプレッション・チェンバへ移行する
この過程で，ベント管内の水がサプレッション・チェンバへ移行すると，水ジェット流が形成され，動荷重が作用する。また，非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行
すると気泡を形成し，プール水中の圧力上昇，水面上昇による衝撃力等により，動荷重が作用する。さらに蒸気がサプレッション・チェンバへ移行するとプール水によって蒸気は凝縮され，この過程でサプレッション・チェンバ内のプール水が揺動し，種々の動荷重が生じる。
2.1.2 逃がし安全弁の作動時に生じる動荷重逃がし安全弁の作動時には，逃がし安全弁から多量の原子炉冷却材が流出することに伴い，以下のような現象が生じる。
・逃がし安全弁作動時に多量の原子炉冷却材が放出されるため，逃がし安全弁排気管（以下「排気管」という。）内の水がサプレッション・チェンバへ移行する
・その後，排気管内の非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行する
・原子炉圧力容器から流出した蒸気が，逃がし安全弁から排気管を通じて，サンプレッ
別紙 25-1

ション・チェンバへ移行する
この過程で，排気管内の水がサプレッション・チェンバへ移行すると，水ジェット流が形成され，動荷重が作用する。また，非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行す
ると気泡を形成し，この気泡が過膨張・収縮を繰返し，動荷重が作用する。さらに蒸気がサプレッション・チェンバへ移行するとプール水によって蒸気は凝縮され，この過程で蒸気が不安定凝縮となる場合，動荷重が生じる。
なお，逃がし安全弁作動時の動荷重のように原子炉冷却材圧力バウンダリからサプレッ
ション・チェンバに放出される蒸気として，原子炉隔離時冷却系タービン排気がある。原
子炉隔離時冷却系タービン排気管出口の蒸気圧力は数十 kPa 程度であり，逃がし安全弁の
排気管出口の蒸気圧力（約 3 MPa）と比較し，十分に小さく，逃がし安全弁作動時の動荷重に包絡される。また，逃がし安全弁作動時と原子炉隔離時冷却系による冷却は同時に生じないことから，動荷重は重ならない。このため，原子炉隔離時冷却系タービン排気管から放出される蒸気による動荷重は，考慮不要である。なお，常設高圧代替注入系タービン
排気圧力も同等であるため，考慮不要である。
2.2 重大事故等時に生じる動荷重の整理
2.1 に示したとおり，動荷重は，ベント管又は排気管から，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行するときに発生する。このため，重大事故等時に生じる
動荷重についても，ベント管又は排気管から，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行する事象を抽出し，整理する。
整理方法としては，炉心損傷防止対策の有効性評価における重要事故シーケンス及び格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンス（以下「重要事故シーケンス等」という。）ごとに事故進展を整理し，生じる動荷重を抽出する。重要事故シーケンス等において，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行するシーケンスを表 2-1に示す。
この整理により，設計基準事故時で考慮されていない動荷重は，以下のように抽出できた（表2-2）。
・高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
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であることから設計基準事故時の飽和蒸気と性状が異なる
・原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用
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
・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とともにプール水の減圧沸騰が生じる恐れがある
これらの動荷重に対して，有効性評価等で得られている各パラメータ等を用いることで，原
別紙 25-2

子炉格納容器の健全性を確認する。
また，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考えられ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，その影響について評価結果を記載する。

別紙 25-3

表 2-1 重大事故等時に生じる動荷重
No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

給水喪失により原子炉水位は低下するが，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替
高圧・低圧注水１

注水系（常設）により注水する。

機能喪失

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手（給水喪失）

動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。また，格納容器ベント時のド[TQUV]

ライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。

高圧注水・減圧機能喪失
２（給水喪失）

給水喪失により原子炉水位は低下するが，過渡時自動減圧機能による自動減圧が行われ，低圧炉心スプレ
イ系等により注水される。
本事象は，自動減圧時の逃がし安全弁の作動に伴う[TQUX]

サプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

別紙 25-4

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

全交流動力電源喪失により原子炉水位は低下し，そ
全交流
動力電源喪失の後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位は維持される。8 時間後に可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の準備が完了した[長期 TB（津波浸水による
最終ヒートシンク喪失と同じ）]時点で，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

全電源喪失により原子炉水位は低下し，その後高圧
代替注水系を手動起動して原子炉水位を維持する。8
時間後に可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代
替注水系（可搬型）の準備が完了した時点で，逃がし
３[TBD,TBU]

安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代
替注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

全交流動力電源喪失により水位は低下し，その後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位は維持される。3 時間後に可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の準備が完了した時点で，再閉鎖に失敗した逃がし安全弁 1 弁に加えて逃がし安[TBP]

全弁（自動減圧機能）6 弁を手動開放させ，低圧代替
注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，再閉鎖に失敗した逃がし安全弁 1 弁に加えて逃がし安全弁（自動減圧機能）6 弁の手動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

別紙 25-5

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

全交流動力電源喪失により原子炉水位は低下し，そ
崩壊熱除去
機能喪失
４

（取水機能喪失）の後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）
7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常設）により
注水する。

[TW]

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

給水喪失により原子炉水位は低下し，その後原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自

５

崩壊熱除去

動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常機能喪失設）により注水する。

（残留熱除去系機能喪失）

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸[TW]気放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。

主蒸気隔離弁誤閉止の発生後，原子炉スクラムに失敗する。主蒸気隔離弁が閉止されると原子炉圧力が上

６

原子炉停止

昇し，原子炉圧力高信号で再循環系ポンプがトリップ機能喪失する。主蒸気隔離弁の閉止により，タービン駆動給水
ポンプはトリップするが，電動駆動給水ポンプが自動[ATWS]

起動して給水が継続される。
本事象は，逃がし安全弁の作動に伴うサプレッショ
ン・チェンバへの蒸気放出を想定している。

別紙 25-6

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重
外部電源喪失及び LOCA 発生により原子炉水位は低下するが，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常設）による注水を開始

LOCA 時注水機能喪失
７（中小破断）[SE]する。
本事象は，原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程
における高温水・蒸気の放出を想定している。また，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。
ISLOCA 時は，残留熱除去系からの漏えいを想定し，破断口からの冷却材流出による水位低下により，原子格納容器バイパス８（残留熱除去系配管破断）[ISLOCA]

炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧炉心スプレイ系による注水を開始する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。
大破断 LOCA により原子炉水位は低下し，炉心が損

９

雰囲気圧力・温度

傷・溶融する。その後，低圧代替注水系（常設）及びによる静的負荷

代替循環冷却系により，原子炉格納容器を冷却・減圧(格納容器過圧・過温破損)

する，又は，代替循環冷却系が使用できない場合，格納容器ベントによって，原子炉格納容器を減圧する。
本事象は，原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程
における高温水・蒸気の放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッショ

１０

水素燃焼

ン・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッショ
ン・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。

別紙 25-7

重要事故

No.

１１

シーケンス等高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱

事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

給水喪失により原子炉水位は低下し，炉心が損傷・溶融する。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）2 弁を手動開放させ，原子炉圧力容器の圧力を低下することで，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の発

１２

原子炉圧力容器外の溶融燃
料−冷却材相互作用生を防止する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）2 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の過熱蒸気放出を想定している。また，高温の溶融炉心と水との接触に伴う蒸気等のペデスタル（ドライウェル

１３

溶融炉心・コンクリート相部）からドライウェルを介したサプレッション・チェ

互作用

ンバへの多量の蒸気放出を想定している。

別紙 25-8

表 2-2 重大事故等時に生じる動荷重のまとめ表
動荷重

重要事故

逃がし

シーケンス等
１
２
３
４

５

６

７

８

９

１０

１１
１２

１３

安全弁

ＬＯＣＡ

ＦＣＩ

ベント

高圧・低圧注水機能喪失○（給水喪失）[TQUV]●

高圧注水・減圧機能喪失○（給水喪失）[TQUX]
全交流動力電源喪失[TB]○

崩壊熱除去機能喪失○（取水機能喪失）[TW]
崩壊熱除去機能喪失○（残留熱除去系機能喪失）[TW]
原子炉停止機能喪失●○[ATWS]
LOCA 時注水機能喪失○（中小破断）[SE]
格納容器バイパス

○

●

○

●※

○

●

○

（残留熱除去系配管破断）[ISLOCA]
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
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○：設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下と考えられるもの●：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もの

別紙 25-9

2.3 重要事故シーケンス等のうち他の重要事故シーケンスで包絡できると考えられるものについて2.2 で抽出した重大事故等時に生じる動荷重のうち，重要事故シーケンス等のうち他の重要事故シーケンスで包絡できると考えられるものについて，検討する。
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考えられ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ため，動荷重への影響検討が必要である。
検討のため，原子炉格納容器に対する逃がし安全弁の動荷重の考え方について，設計基準事
故時の設計条件について記載する。設計条件は，東海第二の実機試験により，非凝縮性ガスによる気泡脈動の圧力振幅が支配的であることを確認しているため，この圧力振幅に基づき動荷重が設定されている（図 2-1）。排気管内の非凝縮性ガスに保留されている非凝縮性ガスの体積は，設計基準事故時と重大事故等時で変わらないため，重大事故等時の気泡脈動による圧力
振幅は設計基準事故と同等以下と考えられる。非凝縮性ガスの放出後は，原子炉圧力容器から放出された蒸気が凝縮する過程で圧力振幅が生じるが，図 2-1 で示すように既往の試験から不安定凝縮しなければ，気泡脈動による動荷重を上回ることはないため，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と考えられる。また，既往の試験条件として，多弁作動時による影響，原子炉圧力容器圧力による影響も確認されていることから，以下の観点で設計基準事故時と重大事故等時のパラメータを比較し，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下となるかを確認する。
・サプレッション・チェンバ内のプール水温
プール水温が設計基準事故時（サプレッション・チェンバの最高使用温度）より高くなる場合，原子炉圧力容器より放出される蒸気による不安定凝縮が生じる可能性があるた
め，動荷重が設計基準事故時より大きくなる可能性がある・逃がし安全弁作動時の弁数
逃がし安全弁作動時に作動する弁の数が設計基準事故時より多い場合，既往の試験結果で確認している多弁作動時の圧力振幅が大きくなり，動荷重が設計基準事故時より大きくなる可能性がある・逃がし安全弁作動時の原子炉圧力容器圧力逃がし安全弁は原子炉圧力容器圧力に応じた吹出量を放出するため，逃がし安全弁作動
時の圧力が設計基準事故時より大きくなった場合，動荷重が設計基準事故時より大きくなる可能性がある

別紙 25-10

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変化

蒸気凝縮による圧力変化

図 2-1 東二実機試験で得られた逃がし安全弁作動時の水中圧力振動波形（横軸：時間，縦軸：圧力）（参考資料 2 ③）

整理した結果を表 2-3 に示す。その結果，以下の 2 つの重要事故シーケンス等で生じる動荷重は，設計基準事故の評価条件を超えるパラメータがあるため，影響評価が必要と判断した。
・全交流動力電源喪失
プール水温は約 100 ℃に達しており，さらに，減圧完了までの間に約 119 ℃まで上昇するため，設計基準事故時のプール水温℃を超える。

・原子炉停止機能喪失時
主蒸気隔離弁閉止後の原子炉停止失敗に伴い，逃がし安全弁 18 弁が動作するため，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。このとき，原子炉圧力が約 8.19
MPa[gage]まで上昇するため，既往の試験で確認している試験条件（7.37 MPa）を超える。

別紙 25-11

表 2-3 重大事故等時に生じる動荷重の整理結果（1/2）
重要事故
シーケンス等

逃がし安全弁作
動時（排気管からサプレッション・
チェンバへの流入）高圧・低圧注水機能喪失

高圧注水・減圧機能喪失（給水喪失）（給水喪失）

他シーケンスに包絡他シーケンスに包絡

全交流動力電源喪失
DBA に包絡されると考えら
れるもの

崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）
他シーケンスに包絡崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失）
他シーケンスに包絡原子炉停止機能喪失時
DBA に包絡されると考えられるもの

ＬＯＣＡ時注水機能喪失（中小破断）
他シーケンスに包絡

格納容器バイパス（残留熱除去系配管破断）
他シーケンスに包絡原子炉圧力容器の減圧

原子炉圧力容器の減圧

原子炉圧力容器が急速

原子炉圧力容器が急速

長期 TB シーケンスでは， を開始するプール水温がを開始するプール水温が原子炉圧力容器の除熱減圧される事象発生後早減圧される事象発生後早減圧開始時点でのプール

65 ℃到達時点での原子炉

65 ℃到達時点での原子炉の過程で，プール水温は約期（約 25 分）時点での原期（約 15 分）時点での原水温は約 100 ℃に達して圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

115 ℃まで上昇するが，プ

子炉圧力容器圧力は 7.79

子炉圧力容器圧力は 7.79

MPa[gage]以下，プール水

おり，さらに，減圧完了まMPa[gage]以下であり，原MPa[gage]以下であり，原ール水温は全交流動力電

MPa[gage]以下，プール水

MPa[gage]以下，プール水

温は 52 ℃であり，原子炉での間に約 119 ℃まで上子炉圧力容器圧力は原子

子炉圧力容器圧力は原子源喪失に包絡される。

温は 52 ℃であり，原子炉

温は 44℃であり，原子炉圧

圧力容器圧力は原子炉停

圧力容器圧力は原子炉停昇する。

炉停止機能喪失時に，プー

炉停止機能喪失時に，プー

また，主蒸気隔離弁閉止

圧力容器圧力は原子炉停

力容器圧力は原子炉停止

止機能喪失時に，プール水止機能喪失時に，プール水

ル水温は全交流動力電源

ル水温は全交流動力電源

後の原子炉停止失敗に伴止機能喪失時に，プール水

機能喪失時に，プール水温

温は全交流動力電源喪失

温は全交流動力電源喪失

時のプール水温喪失に包絡される。

喪失に包絡される。

い，逃がし安全弁 18 弁が温は全交流動力電源喪失

は全交流動力電源喪失にに包絡される。

に包絡される。

えることから設計基準事

また，原子炉圧力容器減また，原子炉圧力容器減動作するものの原子炉圧に包絡される。

包絡される。

原子炉圧力容器を急速

原子炉圧力容器が急速減圧する事象発生後早期減圧される事象発生後早（約 25 分）時点での原子期（約 31 分）時点での原炉 圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

子炉圧力容器圧力は 7.79

MPa[gage]以下，プール水
温は 53 ℃であり，原子炉

このため，設計基準事故℃を超また，原子炉圧力容器減また，原子炉圧力容器減故時の動荷重を超える可圧時には逃がし安全弁 7 弁

圧時には逃がし安全弁 7 弁

力が約 8.19 MPa[gage]ままた，原子炉圧力容器減また，原子炉圧力容器減圧時には逃がし安全弁 7 弁

圧時には逃がし安全弁 2 弁

能性があるため，影響評価

による急速減圧を想定しによる急速減圧を想定しで上昇しており，原子炉圧

圧時には逃がし安全弁 7 弁

圧時には逃がし安全弁 7 弁

による急速減圧を想定しによる急速減圧を想定しを実施する。

ており，作動弁数は原子炉ており，作動弁数は原子炉力の上昇率が設計基準事による急速減圧を想定しによる急速減圧を想定しており，作動弁数は原子炉ており，作動弁数は原子炉

また，原子炉圧力容器減停止機能喪失時の条件に停止機能喪失時の条件に故時より高くなることかており，作動弁数は原子炉ており，作動弁数は原子炉停止機能喪失時の条件に停止機能喪失時の条件に

圧時には逃がし安全弁 7 弁

包絡される。

包絡される。

ら設計基準事故時の動荷停止機能喪失時に包絡さ停止機能喪失時に包絡さ包絡される。

包絡される。

による急速減圧を想定し重を超える可能性がある

れる。

れる。

ており，作動弁数は原子炉ため，影響評価を実施す

停止機能喪失時の条件にる。

包絡される。
他シーケンスに包絡他シーケンスに包絡他シーケンスに包絡1 Pd での格納容器ベン

1 Pd での格納容器ベン

1 Pd での格納容器ベント実施を想定することか

ト実施を想定することか

ト実施を想定することか

ら，格納容器ベント実施時

ら，格納容器ベント実施

ら，格納容器ベント実施のガス放出流量は，格納容時のガス放出流量は，格時のガス放出流量は，格ドライウェル圧

器過圧・過温破損（1.5 Pd

納容器過圧・過温破損

納容器過圧・過温破損

力上昇時等

での格納容器ベントを想（1.5 Pd での格納容器ベ（1.5 Pd での格納容器ベ定）に包絡される。

ントを想定）に包絡され（ベントからサプレッション・

−

−

−

る。

−

ントを想定）に包絡され−る。

チェンバへの流入）

別紙 25-12

表 2-3 重大事故等時に生じる動荷重の整理結果（2/2）
重要事故
シーケンス等

格納容器過圧・過温破損

水素燃焼

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DBA で考慮されていない

他シーケンスと同じ

作用
原子炉水位が低下し燃料有効長底部から逃がし安全弁作

燃料有効長の 20 ％上の位置に到達した時

動時

点で，原子炉圧力容器の減圧を実施している（排気管からサプレッション・−−

チェンバへの流大破断ＬＯＣＡを起因事象とするシナリオであり，事象発生後短期間における原子炉（ベントからサプレッション・
チェンバへの流入）

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱と同じシーケンス。

熱と同じシーケンス。

DBA で考慮されていない

他シーケンスと同じことから，原子炉圧力容器内の蒸気が露出した燃料に熱せられ過熱状態となる。よって，て過熱蒸気の影響評価を実施する。

DBA で考慮されていない

力上昇時等

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加他シーケンスと同じ逃がし安全弁作動時に生じる動荷重につい

入）ドライウェル圧

溶融炉心・コンクリート相互作用

他シーケンスと同じ
格納容器過圧・過温破損と同じシーケン
ス。

他シーケンスと同じ
原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用と同じシーケンス。

原子炉圧力容器破損に伴い溶融燃料がペデスタル内（ドライウェル部）の水に落下し格納容器内の圧力・温度挙動及び生じる動荷た際に，当該溶融燃料と水との相互反応によ重は設計基準事故時の大破断ＬＯＣＡと同って，大量の水蒸気が発生する。この時，ド等となるため，DBA に包絡される。

ライウェルが急激に加圧されることによっ

格納容器ベントの実施を想定する場合にてサプレッション・チェンバへ移行するガ

は，一時的なベント管の蒸気流束の増加及びス・蒸気の流量が増大すると考えられるた

サプレッション・チェンバ内のプール水表面

め，ガス及び蒸気の移行に伴う荷重の影響にでの減圧沸騰が大きくなることが考えられついて考慮する必要がある。

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用と同じシーケンス。

るため，影響評価を実施する。
格納容器ベント後，長期的な動荷重としてチャギングが継続すると考えられるため，5.にて，影響評価を実施する。

別紙 25-13

2.4 重大事故等時に生じる動荷重のうち設計基準事故時の逃がし安全弁作動時と同等以下と考えられる重要事故シーケンス等
2.3 において，設計基準事故時の動荷重が包絡できるとしたと同等以下と考えられる重要事故
シーケンス等について，既往の試験等から，影響評価を実施する。
2.4.1 全交流動力電源喪失時の影響評価
本事象は，事象発生後 8 時間までの原子炉注水を原子炉隔離時冷却系に期待しているため，原子炉圧力容器減圧操作する事象発生後 8 時間時点でプール水温は約 100 ℃に達し，さらに，減圧完了までの間に約 119 ℃まで上昇する（第 2-2 図）。このことから，原子炉
圧力容器減圧操作時点でのプール水温は設計基準事故時（約℃）を逸脱する。

このため，以下のように検討し，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下となるか影
響評価を実施した。
プール水温が設計基準事故時を逸脱する場合
クエンチャを採用した場合の逃がし安全弁作動時の凝縮性能に関しては，図 2-2 で示すように，
プール水がほぼ飽和状態となっていても不安定凝縮が発生しないことを確認している（参考資料2①）。このため，図 2-1 で示すようにプール水温が 100 ℃以上の飽和水は図 2-2 の 100 ℃付

近の飽和水の試験結果と同様に不安定凝縮することはない。また，本事象は原子炉圧力容器圧力が 7.79 MPa 時に逃がし安全弁が動作する。このときの最大蒸気流束は，約め，図 2-3 で示す試験条件を逸脱しているが，図 2-4 で示すように蒸気流束kg/s/m2 であるた
kg/s/m2において，蒸気は不安定凝縮をしていない。よって，現状の設計条件を逸脱することはなく，設計基準事故時と同等以下の動荷重となる。
また，蒸気による動荷重への影響の他に非凝縮性ガスの動荷重への影響が考えられるが，このときの荷重として支配的な気泡脈動荷重については，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放出に伴う荷重であり，排気管内の非凝縮性ガスの体積は設計基準事故時と同等である。また，気泡脈動荷重は，サプレッション・チェンバ内での凝縮を伴わないことから，プー
ル水温上昇による影響を受けない。
よって，蒸気の不安定凝縮が生じなければ，上記で示すように設計基準事故時の動荷重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，設計基準事故時と同等以下であることを確認した。

別紙 25-14

減圧完了
減圧開始

図 2-2 全交流動力電源喪失時のプール水温度の時刻歴

図 2-3 蒸気凝縮時の圧力変動と水温の関係＊1
注記 ＊1： 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，昭和 59
年 5 月（参考資料 2 ①）

別紙 25-15

図 2-4 蒸気流束及びプール水温と凝縮性能の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）

別紙 25-16

2.4.2 原子炉停止機能喪失時の影響評価
主蒸気隔離弁閉止後の原子炉停止失敗に伴い，逃がし安全弁 18 弁が動作するため，既往の試験結果で確認している多弁作動時の弁数より多く，設計基準事故時に設計上考慮している最大 17 弁より多い。また，このときに原子炉圧力が約 8.19 MPa[gage]まで上昇するため，既往の試験で確認している試験条件（7.37 MPa）を超える。
上記の 2 つの事象について，以下のように検討し，設計基準事故時に生じる動荷重の同等以下となるか影響評価を実施した。
(1) 逃がし安全弁 18 弁作動時の影響評価
東海第二発電所及び海外プラントで逃がし安全弁作動時の実機試験を実施しており，以下のことが確認されており，このことから考察できる。
・東海第二の実機試験で全主蒸気隔離弁同時閉し，スクラム成功後に 弁の逃がし安全弁が作動したときに測定された圧力振幅は，単弁作動時と同等の結果
・海外プラントの実機試験で複数の逃がし安全弁を手動開とし，各試験で有意な差がな
い・東海第二の実機試験で測定された圧力振幅は，クエンチャ近傍で大きく，距離が離れるほど，減衰する
東海第二の実機試験及び海外プラントで確認されている多弁作動時の影響
東海第二の実機試験では，全主蒸気隔離弁を同時閉とすることでプラントをスクラムさせ，逃がし安全弁が吹き出すように試験を実施している。
本試験では，逃がし安全弁は 弁作動しており，多弁作動の圧力振幅を確認している。
図 2-5 に示すように逃がし安全弁作動時の圧力振幅は，単弁作動時と比較し，多弁作動時の方が小さい結果であった。多弁作動した時に圧力振幅が大きくならなかった理由は，逃がし安全弁の作動タイミングのずれ，排気管の配管長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る気泡脈動の位相のずれが生じる。これにより圧力振幅が相殺される等によって，圧力振幅が増幅しなかったものと考えられる。
さらに海外プラントでは複数の逃がし安全弁を複数弁同時に手動開とする実機試験を実施しており，測定された圧力振幅に有意な差がなく，東海第二の試験と同様な理由で圧力振幅が増幅しなかったと考えられる（図 2-6）。[3]

別紙 25-17

図 2-5 多段弁作動時と単弁作動時の水中圧力脈動の比較（横軸：測定点，縦軸：圧力振幅）（参考資料 2 ③）

図 2-6 海外プラント実機試験時の圧力振幅

別紙 25-18

海外プラント実機試験の東海第二への適用性
実機試験を実施した海外プラントは東海第二と同じＭＡＲＫ−Ⅱ側格納容器となっている。また，クエンチャの形状が同等であること，クエンチャの配置については，対称的な配置が同様である（図 2-7）。これらのことから，海外プラントと東海第二は類似した形状であるため，実機試
験の結果は適用できる。
図 2-7 海外プラントと東海第二の比較
海外プラント[3]東海第二

別紙 25-19

海外プラント[3]東海第二

別紙 25-20

逃がし安全弁の作動タイミングのずれ等による位相のずれについて
逃がし安全弁は，それぞれの弁毎に作動圧（吹出圧力）が定められており，多弁が作動するよ
うな状況においても，当該作動圧の違いにより，吹出すタイミングが異なる。また，東海第二の実機試験結果から，同じ作動圧が設定された逃がし安全弁であってもすべてが同時に作動するわけではない。
さらに，排気管の長さは，配管の引き回しによってそれぞれ異なるため，仮に逃がし安全弁が同時に作動したとしても，クエンチャ出口で気泡が形成されるタイミングにはずれが生じる。
これらのことから，逃がし安全弁が複数弁作動した場合においては，それぞれの圧力振幅の位相にずれが生じる。よって，これらの荷重が作用する原子炉格納容器バウンダリにおいては，位相の一致による圧力振幅の増加が生じることはない。

別紙 25-21

系統

対象

主蒸気系 AD 弁クエンチャ

7.37

G 弁クエンチャ

7.44

H 弁クエンチャ

7.51

P 弁クエンチャ

7.44

M 弁クエンチャ

7.51

F 弁クエンチャ

7.58

S 弁クエンチャ

7.58

B 弁クエンチャ

7.65

K 弁クエンチャ

7.65

N 弁クエンチャ

7.37

E 弁クエンチャ

7.44

J 弁クエンチャ

7.51

A 弁クエンチャ

7.58

L 弁クエンチャ

7.65

R 弁クエンチャ

7.65

U 弁クエンチャ

7.44

V 弁クエンチャ

7.51

C 弁クエンチャ7.58

主蒸気系 B

主蒸気系 C

主蒸気系 D

吹出圧力[MPa]

排気管の長さ[m]

図 2-8 逃がし安全弁の設置位置及び吹出圧力，排気管の長さの関係

別紙 25-22

東海第二の実機試験で確認されている距離による減衰効果
東海第二での実機試験結果を図 2-9 で示すように圧力振幅はクエンチャから距離に応じて減衰していることを確認しており，距離に応じて動荷重の影響は小さくなる。例として，原子炉格納容器本体の壁面では，壁面から近いクエンチャから受ける圧力振幅はクエンチャ近傍と比較し，小さくなる。

①

比例して減衰②

2（kg/cm ）最大水中脈動圧力

離れた地点（①の地点）から，圧力は距離に反

約 0.3

クエンチャ中心からの距離（m）

図 2-9 東海第二実機試験時に確認された距離による減衰効果（参考資料 2 ③）
逃がし安全弁 18 弁作動時における設計基準事故時の動荷重に対する影響
東海第二及び海外プラントの実機試験から，多弁作動時に気泡脈動の位相のずれ等により圧力振幅が増幅していないこと及び距離による減衰が確認されており，重大事故等時に 18 弁の逃がし安全弁が作動しても，設計基準事故時の動荷重と同等以下となる。また，NUREG-0802 において，
ＭＡＲＫ−Ⅱ型原子炉格納容器である海外プラントの実機試験結果から 8 弁及び 19 弁
作動時の動荷重は，4 弁の結果の動荷重と同等であることが記載されていることからも東海第二の実機試験における 1 弁作動時の動荷重が最も大きくなった結果は妥当と考えられる。
このことから，重大事故等時においては，設計基準事故時の動荷重を設計条件とする。

別紙 25-23

逃がし安全弁 18 弁作動時に生じる動荷重における強度の感度評価
逃がし安全弁 18 弁作動時においては，気泡脈動の位相のずれにより圧力振幅が増幅しないが，保守的に逃がし安全弁作動時に生じる圧力振幅を重ね合わせた場合の強度の感度評価を実施する。
評価に当たっては，各クエンチャと評価点の距離による減衰を考慮する。また，各クエンチャから生じる気泡脈動が独立して評価点に到達するものとし，そのときのそれぞれの圧力振幅を重ね合わせる（図 2-10）。具体的には，クエンチャから評価点に到達する全ての気泡脈動がピーク値で一致することは統計学的に極めて低いことから，各ピーク値を二乗和平方根により圧力振幅を算出し，評価する。なお，NUREG-0487[4]には，複数の逃がし安全弁作動時の荷重の重ね合わせの評価には二乗和平方根を用いることが記載されている。評価点は，強度評価として裕度の小さい原子炉格納容器本体で実施する（参考資料 5）。なお，評価点の選定は，原子炉格納容器本体に近いクエンチャから最短距離の評価点（図 2-10 評価点 1）とクエンチャ 2 か所の中間位置の評
価点（図 2-10 評価点 2）とする。
各クエンチャから生じる圧力振幅を重ね合わせた結果，以下のようになった。
評価点

圧力振幅[kg/cm2]

Ｐ/ＰＢ

1
2
任意のクエンチャからの圧力振幅： Pnr
2 0 PBr

東海第二の実施危険時の圧力振幅の最大値：ＰＢ（+0.84／-0.39 kg/cm2）
クエンチャのアーム長さ相当：r0（約m）

クエンチャ中心からの距離：r
評価点における最大圧力振幅： P

P12 P22 …Pn2

：評価点 1 に影響を及ぼす範囲：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：評価点 2 に影響を及ぼすクエンチャ

図 2-10 感度評価を実施する評価点

別紙 25-24

強度の感度評価に当たっては，強度評価と同様に，保守的に圧力振幅の重ね合わせた結果で得られた原子炉格納容器本体に生じる動荷重の最大値を一様に負荷させて評価を実施する（図 211）。評価対象部位を図 2-12 に示す。

2

圧力（kg/cm ）東二実機試験時の最大正圧
×倍＝

東二実機試験時の最大負圧
×
倍＝
時間（秒）

図 2-11 強度評価における評価上の保守性のイメージ

別紙 25-25

図 2-12 動荷重の感度評価を実施する部位
評価した結果，以下のように十分な裕度があることを確認した。なお，評価は，逃がし安全弁
作動時の荷重の組合せを考慮し，重大事故等時の内圧と動荷重を組み合わせた。また，18 弁が作動するタイミングは，事象初期であるため，サプレッション・チェンバ内のプール水位は通常運転時の水位とする。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋水頭圧（通常水位）＋18 弁作動時圧力（6kPa）＋SRV 作動時（多弁影響補正）
注記 ＊1：18 弁作動時の原子炉格納容器圧力＊2：動荷重による発生応力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。
＊3：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）

別紙 25-26

(2) 原子炉圧力の上昇率が設計基準事故時より高くなる場合の影響評価
有効性評価結果及び既往の試験結果を考慮した設計基準事故時の動荷重に対する影響評価
本事象においては，主蒸気隔離弁閉止後のスクラム失敗に伴い，原子炉圧力は上昇し，逃がし
安全弁の逃がし弁機能の設定圧に応じて 18 弁が動作するものの原子炉圧力が約 8.19 MPa[gage]まで上昇する。この過程において，排気管内の非凝縮性ガスは，逃がし安全弁作動後約 0.35 秒間＊1

で放出が完了する。この時間をＡＴＷＳ事象に適用すると，約 2.2〜2.5 秒後に逃がし安全弁が作動するため，約 2.55〜2.85 秒後に非凝縮性ガスの放出が完了すると考えられ，この間原子炉
圧力は最大約 0.3 MPa 程度上昇するため，動荷重に対して影響を及ぼす可能性がある（図 2-13）。
注記＊1：逃がし安全弁の設計上の排気流量を基に，排気管内の非凝縮性ガスがサプレッショ
ン・チェンバに全て排出されるまでの時間を計算した結果（排出されるまでの時間＝排気管長（全長が最大となる箇所）／蒸気の流速）

上記に示すとおり，逃がし安全弁作動時の圧力上昇率による影響よりも逃がし安全弁作動時の原子炉圧力が高い方が動荷重への影響があるが，クエンチャ開発時に実施した試験から，となる（図 2-14）。このようにになるのは，原子炉圧力が増加するとともに逃がし安全弁から放出される蒸気が臨界流となり，蒸気流束は増加するものの，蒸気流速はほぼ一定となることで，クエンチャから排出される非凝縮性ガスの放出速度が一定に近づくからと考えられる。
本試験で使用しているクエンチャアームの角度は，（参考資料 2 ②）であり，この範囲であれば同等の性能が確保でき，東海第二で採用しているクエンチャアームの角度（）はその範囲内であるため，本試験結果を適用可能である。また，本試験で使用しているクエンチャアームの孔の放射角度は°（参考資料 2 ②））であり，東海第二で採用しているクエンチャアームの孔の放射角度はである。クエンチャアームの孔の放射角度は東海第二の方が小さく，クエンチャから排出される気泡が制限され，より安定的に気泡が排出されることから，本試験結果は適用可能である。
以上のことから，逃がし安全弁作動時の動荷重は，圧力上昇率でなく，圧力が上昇したあとの高い原子炉圧力が一定に負荷された方が厳しい値となるが，既往の試験によりとなるため，設計基準事故時の原子炉圧力及び圧力上昇率のパラメータが超えていても，重大事故等時の動荷重は，設計基準事故時と同等と考えられる。

別紙 25-27

図 2-13 ＡＴＷＳ事象時の原子炉圧力変化（運転圧力との差）

図 2-14 模擬圧力容器蒸気源圧力と圧力振幅の関係（気泡脈動）（参考資料 2 ②）

別紙 25-28

ＡＴＷＳ時の最大圧力時に生じる動荷重を踏まえた強度評価
ＡＴＷＳ時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と考えられるが，図 2-14 に示すクエンチャ開発時の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
圧力上昇時の逃がし安全弁作動時の動荷重には不確かさが存在することを踏まえ，設計基準事故時の動荷重を上回る可能性があるため，重大事故等時の動荷重として強度評価を実施する。
東海第二の実機試験結果で得られている逃がし安全弁作動時の圧力振幅とそのときの原子炉圧力から，ＡＴＷＳ時の最高圧力時を線形補間し，圧力振幅を設定する。ＡＴＷＳ時の最高圧力を線形補間したグラフを図 2-15 に示す。また，評価対象部位は，図 2-12 に示す。
なお，図 2-15 では，実機試験で得られたプラス側の圧力振幅のピーク値（+0.84 kg/cm2）に対して線形補間しており，約 1.1 倍（0.93/0.84）となる。設計基準事故時の逃がし安全弁作動時の動荷重（MPa）に対してこの影響を考慮し，動荷重をMPa（次頁の表参照）と設定する。実機試験で得られたマイナス側の圧力振幅のピーク値（-0.39 kg/cm2）に対して線形補間した場合，直線の傾きがプラス側に比べて小さく，線形補間時に乗じる倍数は約 1.1 倍よりも小さくなるこ

2

圧力振幅[kg/cm ]とから，より動荷重が大きくなるプラス側の倍数を乗じている。

原子炉圧力[MPa]図 2-15 原子炉圧力と線形補間した圧力振幅の関係

別紙 25-29

評価した結果，以下のように十分な裕度があることを確認した。なお，評価は，逃がし安全弁
作動時の荷重の組合せを考慮し，重大事故等時の内圧と動荷重を組み合わせた。また，18 弁が作動するタイミングは，事象初期であるため，サプレッション・チェンバ内のプール水位は通常運転時の水位とする。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋水頭圧（通常水位）＋18 弁作動時圧力（6kPa）＋SRV 作動時（圧力影響補正）
注記 ＊1：18 弁作動時の原子炉格納容器圧力＊2：動荷重による発生応力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。
＊3：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の応力評価は，原子炉格納容器の内圧による影響が寄与するため，ＡＴＷ
Ｓ時の原子炉圧力最大時の動荷重を考慮しても裕度は大きい結果となった。原子炉格納容器には，他に原子炉圧力容器基礎やベント管等の原子炉格納容器の内部構造物がある。この内部構造物は，原子炉格納容器の内圧による影響が動荷重の影響に比べて小さい。このため，原子炉格納容器の内部構造物についても，ＡＴＷＳ時の圧力上昇を考慮した動荷重を設計条件として，このときの応力を算出し，評価を実施する。

別紙 25-30

(3) 逃がし安全弁作動時の荷重の組合せを考慮した包絡性(1)及び(2)で評価を実施し，十分な裕度が確保されることを確認した。逃がし安全弁作動時の動荷重を考慮した荷重の組合せは，参考資料 4 で示すようにＡＴＷＳ時の最大圧力（200kPa）との組合せがある。以下に示すようにすでに考慮している動荷重の裕度を踏まえても感度評価を実施した裕度の方が大きいことを確認できたため，逃がし安全弁作動時の動荷重との組合せは，参考資料 4 で示している荷重の組合せで代表できる。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋水頭圧（通常水位）＋18 弁作動時圧力（6kPa）＋SRV 作動時（多弁影響補正）
死荷重＋水頭圧（通常水位）＋18 弁作動時圧力（6kPa）＋SRV 作動時（圧力影響補正）
死荷重＋水頭圧（SA 時の最大水位）＋ATWS 時最大圧力（200kPa）＋SRV 作動時
注記＊1：動荷重による発生応力は多弁及び最大圧力の比率から簡易的に算出。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。
＊2：重大事故等時の長期的な影響を考慮した組合せであるため，重大事故等時のプールの水位及び動荷重の影響範囲が広がったことによる動荷重の寄与が大きくなる箇所が変わるため，その影響を考慮（第2-16 図）。動荷重は，設計・建設規格の式から圧力による影響を P＝2Sη/（Dｉ/t＋1.2）の関係より
簡易的に算出。算出方法は，動荷重が作用する範囲の厚さ t が
影響 P が倍（となり，動荷重が

MPa→

mm→

mm となるため，圧力によるMPa（円周方向の動荷重成分を記載）と大きくなる。
＊3：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）

図 2-16 重大事故等時（長期）における動荷重の影響範囲（原子炉格納容器本体）

別紙 25-31

2.5 重要事故シーケンス等のうち設計基準事故時のＬＯＣＡ時のブローダウン過程における高温
水・蒸気の放出と同等以下となる重要事故シーケンス等
2.3 において，設計基準事故時の動荷重と同等以下となる重要事故シーケンス等について，影響評価が不要とできる理由の妥当性を既往の試験等に基づき，記載する。
ＬＯＣＡ時のブローダウン過程における高温水・蒸気の放出による動荷重はドライウェルで発生した蒸気によって，ベント管内の水，ドライウェル内のガス及び蒸気がサプレッション・
チェンバへ移行することにより生じる。移行する際のパラメータは格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果から得られるため，その値から評価する。評価の考え方について，表 24 に示す。
事象初期に生じる動荷重を評価するためのベント管内の水のサプレッション・チェンバへの移行，ドライウェルからサプレッション・チェンバへのガス及び蒸気を含む気体の移行量の最大値は表 2-5 のとおりであり，設計基準事故時のＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出時の移行量に重大事故等時は包絡される。
また，事象後期にはチャギングによる動荷重が発生するが，設計基準事故時のＬＯＣＡブロ
ーダウン時の高温水・蒸気の放出時と事象進展は同じであるため，設計基準事故時に考慮している動荷重と同じ条件を設定する。

別紙 25-32

表 2-4 動荷重の評価の考え方
サプレッション・チェンバへの水等の移行により生じる動荷重●設計基準事故時の動荷重の設計条件：既往の試験結果（参考資料 2 ④）で確認された水の噴流速度（水の移行量換算 約
ベント管内の水の移行

m/s

2

kg/s/m ）を基に動荷重を算出し，設計条件として適用●設計基準事故時と重大事故等時の動荷重の比較方法：上記の水の移行量（約kg/s/m2）と有効性評価の解析結果を基に算出した最大の水の移行量との比較により，重大事故等時の動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する●設計基準事故時の動荷重の設計条件：設計基準事故時のドライウェル圧力の解析結果を入力として，プールス
ウェル解析モデルにより「S/P 内での気泡形成時の気泡圧力」，「気泡によって押し上げられる水面の上昇速
別紙 25-33

ドライウェルのガスの移行度」及び「水面の到達高さ」を解析し，その結果に基づき動荷重を算出し，設計条件として適用●設計基準事故時と重大事故等時の動荷重の比較方法：動荷重に影響するドライウェル圧力は S/C へ流入するガス移行量に比例するため，設計基準事故時の解析における最大のガス移行量と有効性評価の解析結果を基に算出した最大のガス移行量との比較により，重大事故等時の動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する●設計基準事故時の動荷重の設計条件：既往の試験（参考資料 2 ⑤）において蒸気移行量約kg/s/m2 までの動荷重を測定しており，その際の最大荷重を蒸気凝縮振動荷重の設計条件として適用。また，既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）で測定された特定の条件（蒸気移行量 18〜28kg/s/m2，プール水温 40℃以下）での大振幅のドライウェルの蒸気の
移行

チャギング荷重を設計条件として適用●設計基準事故時と重大事故等時の動荷重の比較方法：蒸気凝縮振動荷重については，上記の蒸気移行量約kg/s/m2 と有効性評価の解析結果を基に算出した最大の蒸気移行量との比較により，重大事故等時の動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する
チャギング荷重については，上記の特定の条件と有効性評価の解析結果（蒸気移行量，プール水温）との比較
により，重大事故等時の動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する

表 2-5 サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象

水移行量の
最大値
[kg/s/m2]

ガス移行量の最大値[kg/s/m2]

蒸気移行量の最大値[kg/s/m2]

ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」の起因事象である大破断ＬＯＣＡを対象）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（設計基準対処
設備としての設計条件）
注記 ＊1：有効性評価の解析結果（MAAP の解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊2：既往の試験結果（参考資料 2 ①）
＊3：設計基準事故時の原子炉設置変更許可申請書添付書類十の解析結果（解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊4：既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）

別紙 25-34

3.

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おける動荷重の評価について
ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時においては，原子炉圧力容器内の水位が低下し，燃料が露出した後，逃がし安全弁によって，原子炉圧力容器圧力を減圧する。このとき，原子炉
圧力容器内で発生する蒸気は露出した燃料に熱せられ過熱状態となるため，排気管からサプレッ
ション・チェンバへ流入する蒸気は，設計基準事故時と異なる性状となる。これにより，蒸気が不安定凝縮する可能性があり，大きな動荷重が生じる恐れがあるため，不安定凝縮することなく，
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。
蒸気凝縮の観点で着目すべき項目としては，短期的にはサプレッション・チェンバ内に流入する蒸気が最大となる逃がし安全弁作動時の蒸気流束及びプール水温のピーク値，及び，長期的には逃がし安全弁作動後の原子炉圧力容器圧力低下に伴う蒸気流束の減少であることから，この 2点について，検討を実施した。
3.1 逃がし安全弁作動時の短期的な影響
ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時の短期的な影響として，過熱蒸気によって設計基準事故時に想定していない動荷重が生じる可能性があるため，過熱蒸気と飽和蒸気の違いから影響を検討する。
過熱蒸気は，単位質量あたりに保有するエネルギが飽和蒸気に比べて高いため，飽和蒸気と異なり，蒸気温度が低下しても蒸気の状態で維持される（図 3-1）。飽和蒸気となるまでは蒸気の状態を維持されるものの，高温の蒸気泡と周囲のプール水との温度差による熱伝達や気泡そのものの膨張により,短時間で蒸気温度が低下し飽和蒸気と同等となる。このため，ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時において，過熱蒸気の持つエネルギと同等となる飽和蒸気が不安定凝縮していなければ，設計基準事故で生じる動荷重よりも大きくなることはない。
設計基準事故時に生じる飽和蒸気の凝縮時の動荷重は，既往の試験により，蒸気流束とプー
ル水温の関係から，確認できる。
これらのパラメータは有効性評価結果から過熱蒸気を飽和蒸気と仮定して蒸気流束の換算が可能であり，有効性評価結果からプール水温は確認が可能である。ここで確認した蒸気流束及びプール水温と既往の試験結果を比較することで過熱蒸気の凝縮時の動荷重は評価可能である。
以下に評価過程を記載する。
①蒸気流束の算出
・過熱蒸気のエネルギ流束が最大となるように有効性評価の原子炉圧力（7.79 MPa），蒸気温度（332 ℃）及び排気管出口の流路断面積から蒸気の比エンタルピ及び蒸気流束を算出
し，サプレッション・チェンバへの流入するエネルギ流束を求める。
・算出した結果は，表 3-1 のとおり。
②プール水温の確認・逃がし安全弁作動時のプール水温は，有効性評価結果（57 ℃）に基づく（図 3-2，図 33）。
③過熱蒸気を飽和蒸気に仮定した場合の蒸気凝縮時の動荷重確認
・①，②で確認したエネルギ流束とプール水温の関係から，図 3-4 を用いて蒸気が安定凝縮
別紙 25-35

するかを確認する。
既往の試験結果であるクエンチャを有しないストレートパイプにおいて，安定凝縮が確認されており，蒸気凝縮による動荷重は非凝縮性ガスによる気泡脈動に包絡される領域であることを確認した。設計基準事故時の動荷重は非凝縮性ガスによる気泡脈動の値を用いているため，
ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時の短期的な動荷重は設計基準事故時と同等以下となる。なお，図 3-4 で示す大振動領域は図 3-5 で示すようにクエンチャを設けた場合，解消
され，プール水温に係らず，蒸気が安定凝縮することを確認している。

過熱蒸気（DCH 時）
332℃

プール水により温度が低くなるものの蒸気の状態飽和蒸気を維持する範囲

図 3-1 蒸気 T-s 線図＊1
＊1： 工業熱力学 朝倉書店 1982 年

別紙 25-36

表 3-1 逃がし安全弁作動時のパラメータ
パラメータ

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

原子炉圧力容器圧力[MPa]7.79（解析値）

蒸気温度[℃]

332（解析値）蒸気の比エンタルピ[kJ/kg]
排気管出口の流路断面積[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]

別紙 25-37急速減圧開始時
約 4.5 時間で原子炉圧力容器が破損

図 3-2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の原子炉圧力容器圧力の推移

約 4.5 時間で原子炉圧力容器が破損

急速減圧開始時

図 3-3 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の原子炉格納容器温度の推移

別紙 25-38

図 3-4 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（ストレートタイプ）（参考資料 2 ①）

図 3-5 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）

別紙 25-39

3.2 逃がし安全弁作動後の長期的な影響
本事象では逃がし安全弁を開保持とするため，原子炉圧力容器の減圧に伴い，蒸気流束が小さくなるため，このときに生じる動荷重として，蒸気凝縮に伴うチャギング等が考えられるため，そのときの動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する。
3.1 と同様に過熱蒸気の蒸気流束及びエネルギ流束とプール水温から，蒸気凝縮時の動荷重への影響を確認した。表 3-2 で示すパラメータのとき，図 3-6 で示す。過熱蒸気が保有するエ
ネルギ流束とプール水温は蒸気が安定凝縮する領域であることを確認した。
表 3-2 逃がし安全弁作動時のパラメータ
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

パラメータ（逃がし安全弁作動後（長期））

原子炉圧力容器圧力[MPa]0.13（解析値）

蒸気温度[℃]

586（解析値）蒸気の比エンタルピ[kJ/kg]
排気管出口の流路断面積[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 3-6 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）
また，逃がし安全弁作動後，高蒸気流束から低蒸気流束へ遷移する過程においては，図 3-7
で示す。

別紙 25-40

図 3-7 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）
図 3-7 で示すよう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は減少
し，異なる圧力振幅が生じる領域を通過する。
このような状況において生じる動荷重は東二の実機試験結果から得られた図 3-8 の結果から，その影響がないことを確認できる。図 3-8 で示すように，動荷重が大きくなるのは逃がし安全
弁作動直後に生じる気泡脈動荷重である。気泡脈動荷重は，非凝縮性ガスがサプレッション・
チェンバへ移行した際に生じる荷重であり，蒸気による影響ではない。よって，東二の実機試
験から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減少する過程において，蒸気凝縮による動荷重は気泡脈動荷重を超えることはない。
このことから，逃がし安全弁を開保持し，原子炉圧力容器から蒸気がサプレッション・チェ
ンバに移行した際の蒸気凝縮に伴う動荷重の影響はないことから，設計基準事故時の動荷重として，設定している気泡脈動荷重を超えることはなく，同等以下となることを確認した。

別紙 25-41

蒸気が減少していく過程

気泡脈動が支配的な圧力変化

蒸気凝縮による圧力変化

図 3-8 東二実機試験で得られた逃がし安全弁作動時の水中圧力振動波形（横軸：時間，縦軸：圧力）（参考資料 2 ③）

別紙 25-42

4.

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（ＦＣＩ）時の動荷重の評価について
ＦＣＩ時の動荷重はドライウェルで発生した蒸気によって，ベント管内の水，及び，ドライウ
ェル内のガス及び蒸気がサプレッション・チェンバへ移行することにより生じる。移行する際のパラメータは格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果から得られるため，その値から評価する。評価の考え方について，表 2-4 に示す。
事象初期に生じる動荷重を評価するためのベント管内の水のサプレッション・チェンバへの移行及びドライウェルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量の最大値は表 4-1 のとおりであり，ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出時の移行量が最大となっており，このときの動荷重が最も厳しくなる。ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出は，設計基準事故「原子炉冷却材喪失」の起因事象である大破断ＬＯＣＡ時と同じであり，このときの破断想定は原子炉水位の低下が最も早くなる再循環系配管（出口ノズル）の両端破断としていること，及び，この設計基準事故「原子炉冷却材喪失」時に原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認していることから，ＦＣＩ時は，設計基準事故時に包絡されており，原子炉格納容器の健全性が確保される。なお，ＦＣＩ発生時には，発生する蒸気によってドライウェルは急激に圧力上昇することから，これに伴う動荷重は大きくなる可能性が考えられるが，有効性評価結果（図 4-1，図 4-2）より，ＬＯＣＡ時の圧力上昇率の方が大きいことを確認しており，設計基準事故時に包絡される（ＦＣＩ時の圧力上昇率：約 4.6 kPa/s，ＬＯＣＡ時の圧力上昇率：約 8.5 kPa/s）。
また，事象後期にはチャギングによる動荷重が考えられるが，既往の試験よりサプレッショ
ン・チェンバ内のプール水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18〜28
kg/s/m2）の特定の領域で振幅の大きな荷重が生じることが確認されているが，ＦＣＩ時において，プール水温は約℃，蒸気流束kg/s/m2 以下であり，設計基準事故時に生じる動荷重の影響は大きくなることはない[2]。

別紙 25-43

表 4-1 サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象

水移行量の
最大値
[kg/s/m2]

ガス移行量の最大値[kg/s/m2]

蒸気移行量の最大値[kg/s/m2]

原子炉圧力容器破損に伴うＦＣ
Ｉ発生時の蒸気発生
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（設計基準対処
設備としての設計条件）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」の起因事象である大破断ＬＯＣＡを対象）
注記 ＊1：有効性評価の解析結果（MAAP の解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊2：既往の試験結果（参考資料 2 ①）
＊3：設計基準事故時の原子炉設置変更許可申請書添付書類十の解析結果（解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊4：既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）

別紙 25-44

ＦＣＩ時の圧力上昇

ＦＣＩ前

図 4-1 ＦＣＩ時の原子炉格納容器圧力の推移

ＬＯＣＡ時の圧力上昇後

ＬＯＣＡ前

図 4-2 ＬＯＣＡ時の原子炉格納容器圧力の推移

別紙 25-45

5.

格納容器ベント時の動荷重の評価について

5.1 格納容器ベント時のサプレッション・チェンバへの水等の移行に伴う影響
格納容器ベント時の動荷重評価は格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果を用いて評価する。考え方について，表 2-4 に示す。格納容器ベント開始直後はサプレッション・チェ
ンバの圧力低下率が最も大きく，ベント管内の水のサプレッション・チェンバへの移行並びにドライウェルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量が多くなる。
格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果，ベント管内の水のサプレッション・チェ
ンバへの移行並びにドライウェルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量の最大値は表 5-1 のとおりであり，ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出時の移行量が最大となっており，このときの動荷重が最も厳しくなる。ＬＯＣＡブロー
ダウン時の高温水・蒸気の放出は，設計基準事故「原子炉冷却材喪失」の起因事象である大破断ＬＯＣＡ時と同じであり，このときの破断想定は原子炉水位の低下が最も早くなる再循環系
配管（出口ノズル）の両端破断としていること，及び，この設計基準事故「原子炉冷却材喪失」
時に原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認していることから，格納容器ベント時は，設計基準事故時に包絡されており，原子炉格納容器の健全性が確保される。

別紙 25-46

表 5-1 サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象

水移行量の
最大値
[kg/s/m2]

ガス移行量の最大値[kg/s/m2]

蒸気移行量の最大値[kg/s/m2]

格納容器ベント（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」の格納容器ベン
ト時を対象）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（設計基準対処
設備としての設計条件）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」の起因事象である大破断ＬＯＣＡを対象）
注記 ＊1：有効性評価の解析結果（MAAP の解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊2：既往の試験結果（参考資料 2 ①）
＊3：設計基準事故時の原子炉設置変更許可申請書添付書類十の解析結果（解析結果から得られる流量をベント管流路断面積で除した値）＊4：既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）

別紙 25-47

5.2 格納容器ベント時の水位上昇による影響
格納容器ベント時において，ベント管内の水がサプレッション・チェンバへ移行するため，
サプレッション・チェンバ内のプール水の水位上昇が生じるが，表 5-1 に示すように，ＬＯＣ
Ａブローダウン時の高温水・蒸気の放出と比較し，水の流量は小さいため，緩やかな上昇となる。このため，動荷重として，ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出に包絡される。
なお，このときの格納容器ベント時におけるサプレッション・チェンバ内のプール水位を図 51 に示す。この時の水位上昇は約 0.6 m であるが，この水位上昇に伴う影響は，原子炉格納容器に対する水頭圧であり，静荷重に分類される。この静荷重は，2 Pd 時の静荷重と比較し，小さいため，原子炉格納容器の健全性は維持される。

ベントライン下端

格納容器ベント開始

図 5-1 格納容器ベント時のサプレッション・チェンバ水位上昇
また，重大事故等時の水位上昇による影響としては，設計基準事故時と異なり，水没する真空破壊装置への考慮が必要であるが，水没する真空破壊装置は，重大事故等時に機能を期待していない。ただし，真空破壊装置の構造健全性を検討するため，格納容器ベント時のサプレッ
ション・チェンバ内のプール水の水位上昇に伴う荷重と真空破壊装置が取り付つけられている
箇所の構造強度を比較する。
真空破壊装置は構造上，ベント管の板厚に対して，真空破壊装置との取合部は 倍以上の厚さを有するとともに，サプレッション・チェンバ内のプール水の水位上昇時に水から荷重を受ける面積はベント管よりも小さい。また，真空破壊装置の位置は，荷重発生源であるベント管
先端から距離があることから，水の流速が減衰する。これらのことから，真空破壊装置は水没したとしてもドラッグ力の影響は小さく，構造強度として大きな影響とならないと考えられるが，プールスウェルによりドラッグ力の影響を確認する。その結果，ベント管と真空破壊装置の取付部に生じるプールスウェルによる応力は， MPa であり，許容値（380 MPa）に対して十分に小さいことを確認した。

別紙 25-48

5.3 格納容器ベント時の減圧沸騰による影響
格納容器ベント時には，サプレッション・チェンバ圧力の低下によりサプレッション・チェ
ンバ内のプール水が減圧沸騰することが考えられるが，以下のことから，格納容器ベント時の原子炉格納容器への動荷重としては小さく，健全性への影響はない。
・「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」では，事故発生約 19 時間後に格納容器ベントを実施しているが，第 5-2 図で示すように，サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に達するのは格納容器ベントを開始して約 1 時間後であり，これ以降減圧沸騰が生じると考えられる。しかしながら，
第 5-3 図で示すように，サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に達するタイミ
ングではほぼ原子炉格納容器圧力は静定していることから，急速減圧しないため，減圧沸騰が生じない。
・サプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰が生じるタイミングにおいては，ドライ
ウェルとサプレッション・チェンバに圧力差があることから，サプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行は継続するが，その移行量は少ない。
・減圧沸騰の影響はなく，及び，減圧沸騰が生じるタイミングにおいては，ドライウェルから
サプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量は少ないことから
原子炉格納容器の健全性への影響はないと考えられる。
上記に加えて，有効性評価の解析における格納容器ベント時の流量が全て減圧沸騰に寄与したと仮定して，検討を行った。
ここで，発生蒸気が水面に到達するまでに要する時間を 1 秒と仮定し，1 秒間に発生した蒸気がすべてサプレッション・チェンバ内のプール水位の上昇に寄与すると仮定する。減圧沸騰が生じるタイミングでのベント流量は約生する蒸気量も同等のkg/s であることから，この時減圧沸騰によって発kg/s と仮定すると，最大kg の蒸気によってサプレッション・チェ

ンバ内のプール水面が押しあげられることとなる。また，この時の蒸気の密度を，大気圧下における蒸気の密度約kg/m3 とすると発生蒸気の体積は約ェンバの断面積は約m2 であるため蒸気泡がサプレッション・チェンバ内に一様に分布しているとすると，発生蒸気による水位上昇は約m3 となる。サプレッション・チ

m となる。このことから，減圧沸騰によりサ

プレッション・チェンバの水位上昇が生じたとしても，その規模は小さい。

別紙 25-49

100

80

格納容器ベント開始
60

ル
度

40

ー

サ
ブ
ク

サブクール度 0(℃)到達⇒サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に到達

(℃)
20

0

約 1 時間

減圧沸騰

-20
16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(h)図 5-2 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）のプール水のサブクール度の推移

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.6
格
納
容
器
圧
力

格納容器ベント開始

0.4

サプレッション・チェンバ内のプール水
が飽和温度に到達する時点で格納容器
圧力は低下(MPa[gage])

0.2

0.0
16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(hr)

図 5-3 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）の原子炉格納容器圧力の推移

別紙 25-50

5.4 格納容器ベント時の継続時間による影響
原子炉冷却材喪失事故を起因とする格納容器ベント時における継続時間による影響について，検討する。
格納容器ベント時の重大事故等時荷重の時間履歴を図 5-4 に示す。原子炉冷却材喪失事故時に加わる荷重のうち，a.から g.までの現象における荷重に関しては配管破断発生後，原子炉圧力容器からのブローダウンが終了するまでの比較的短期間に生じる荷重であるため，生じる荷重の強さ及び荷重発生時の原子炉格納容器内圧力・温度条件は設計基準事故と同等となる。
一方で，h.及び i.については，原子炉圧力容器からのブローダウン収束後も比較的長期にわたって継続する荷重であるため，重大事故等時の原子炉格納容器内圧力・温度条件との組み合わせを考慮する必要がある。具体的には，原子炉格納容器の除熱手段の復旧等により格納容器
ベントを停止し，ドライウェルとサプレッション・チェンバの差圧が解消されるまでは，崩壊熱によって発生した蒸気がサプレッション・チェンバ内のプール水へと移行し続けることにより，チャギングが生じると考えられることから，h.及び i.の荷重は格納容器ベント停止までの期間において発生し続けることを考慮する。
図 5-5，図 5-6 で示すように格納容器ベント後サプレッション・チェンバ内のプール水温が高いこと及び破断口からの蒸気放出量が低下することで，ベント管の蒸気流束が小さくなっていく。
蒸気流束が小さくなるような事象後期の影響は，表 5-1 で示すように有効性評価結果との比較により動荷重の評価ができる。このため，格納容器ベントの事象後期に生じるチャギングによる動荷重は既往の試験である旧原研で実施された Mark-II 型格納容器の圧力抑制系の実証試
験より，サプレッション・チェンバ内のプール水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18〜28 kg/s/m2）が比較的大きい，特定の領域で振幅の大きな荷重が生じることが確認されており，格納容器ベント後においては，ベント時のプール水温が
束が

℃，蒸気流

2

kg/s/m 以下であり，設計基準事故時に生じる動荷重の影響は大きくなることはない[2]。
なお，設計基準事故時に想定しているチャギング荷重が繰返し生じた場合であっても最大約

130 MPa であり，原子炉格納容器本体の一次+二次応力の許容限界内（393 MPa）となることから，原子炉格納容器の強度評価に対する影響はない。
図 5-4 は，原子炉冷却材喪失事故を起因とする格納容器ベント時における荷重の時刻歴を示したものであるが，以下の理由により，原子炉冷却材喪失事故を伴わない事象における荷重の時刻歴は図 5-4 の時刻歴に包絡されると考えられる。
a. 原子炉冷却材喪失事故を起因としない事象においては，原子炉圧力容器破損時に原子炉圧力容器内のガスがドライウェルへと放出されると考えられるが，原子炉圧力容器破損時点
では，すでに原子炉圧力容器内は減圧されており，原子炉冷却材喪失事故時に生じるような急激なガス放出とならない。
b. 高温の溶融燃料がペデスタル内に落下した際には，溶融燃料と水の相互作用（ＦＣＩ）に
よって急激な蒸気発生が生じると考えられるが，当該事象において，サプレッション・チ
ェンバに流入する水等の移行量は原子炉冷却材喪失事故時に比べて非常に小さく（表 4-1），
別紙 25-51

原子炉冷却材喪失事故発生直後に生じる荷重（図 5-4 における a.から g.までの荷重）に包絡される。
c. 原子炉格納容器ベント実施時においても一時的にドライウェルからサプレッション・チェ
ンバに流入する水等の移行量が増加すると考えられるが，この時の移行量は原子炉冷却材喪失事故時に比べて非常に小さく（表 5-1），b.同様に原子炉冷却材喪失事故発生直後に生じる荷重に包絡される。

別紙 25-52

原子炉冷却材喪失時の現象

格納容器ベント停止
圧力及び温度上昇

ドライウェル
圧力及び温度上昇
サプレッション・チェンバ
ベント管排水排気 蒸気ブローダウン

a.

ベント系

ベントクリア時の水ジェットによる荷重

原子炉冷却材喪失事故時の荷重b.

気泡形成によるサプレション・プール水中の圧力上

ダイヤフラムフ
e

ロア

昇

i

別紙 25-53

c. 水面上昇による衝撃力

ad. 上昇水流による荷重
e. サプレッション・チェンバb,c,d

空間部圧縮荷重f

サプレッション・チ

f. フォールバック荷重g

ェンバ水中及びス

g. 蒸気凝縮振動荷重

ウェル領域にある

h. チャギング荷重

h，i

構造物

i.

ベント管に加わる水平荷
重

0.1

1.0

10

102

103

104

105

事故後の時間 （s）
図 5-4 重大事故等時荷重の時間履歴（原子炉冷却材喪失事故起因）

図 5-5 サプレッション・チェンバ内のプール水温の時刻歴

図 5-6 ベント管蒸気流量の時刻歴

別紙 25-54

5.5 格納容器ベント時の減圧波による影響
ＵＳ−ＡＢＷＲには原子炉格納容器の過圧保護のため，系統に取り付けたラプチャーディス
クにより，瞬時に配管の流路断面積を 100 ％開放し，大気放出によって急速減圧するＣＯＰＳ（Containment Overpresure Protection System）が設けられている。このため，米国ではＣＯＰＳを設ける場合，急速減圧による減圧波の影響を考慮する必要があるとされている。東二の原子炉格納容器は，格納容器ベント時において，弁による開動作により減圧することから，Ｃ
ＯＰＳのように急速減圧することはない。しかしながら，保守的に減圧波を考慮するため，Ｃ
ＯＰＳと同様に弁の開操作直後に配管の流路断面積が 100 ％開放され，大気放出することを仮定し，検討を実施した。
検討にあたっては，US ABWR DCD Ch.19E.2.3.5.1 における評価手法を用いて，格納容器ベン
ト直後のサプレッション・チェンバ内のプール水面に作用すると考えられる減圧波について評価する。
評価に用いる主要なパラメータは，以下のとおりである。
表 5-2 評価に用いる主要なパラメータ
パラメータ

記号

S/C 圧力Ｐ0

最高使用圧力の 2 倍

S/C 水位

−MAAP による解析結果

S/C ガス密度Ρg0

200℃，2Pd 時の蒸気密度

比熱比k

ベントライン

半径

R

入口

面積

A

面積

a

ベントライン
チョーク部

値

備考

理想気体における二原子分子の比熱を仮定
AC 系配管（28B）

AC 系-SGTS 取り合い部（12B）

プール水の水面に到達する減圧波を評価するため，格納容器ベント直後において，原子炉格
納容器より放出されるガスは，臨界流と仮定する。ベント流量は，ベントラインにおけるチョーク部で律速されることから，当該箇所におけるガス流量は DCD における以下の評価式及び表5-2 のパラメータを用いるとガス流量は，約 75 kg/s となる。
G

/

2
k

kg P r1m

この時，ベントライン入口におけるガスの流速（V）は，以下の式により約 80 m/s となる。
V

m
A r

別紙 25-55

また，DCD における以下の評価式により，サプレッション・チェンバ内の音速（Cg0）は約 543
m/s であり，この時のマッハ数（V/Cg0）は約 0.15（＜0.2）であることから，ベント時の減圧波
は音響波として扱うことができる。

C

kg P /r

ここで，ベントラインに吸い込まれるガスの流速について，ベントライン入口から，ベント
ライン入口半径（R）相当離れた位置（評価点のイメージは，図 5-7 のとおり）におけるガス流
速（V ）を計算する。当該位置における流路を半径 R の半球の表面積相当とする。よって，ベント管内の流路面積との面積比からベントライン入口から R 離れた半球表面上の位置におけるガス流速は，以下となる。

V

V

pR
2pR

V
2

約 41 m/s

この流速及び DCD における以下の音響方程式を用いると，前述の半球表面における減圧波は，
約 74 kPa となる

dP

rCdV
g

図 5-7 評価点のイメージ図
次に，上記減圧波がプール表面に到達した際の圧力を求める。
ベントライン入口高さは約 15.4 m であるため，ベントライン入口から，水面までの距離（r）は，約 1.7 m となる。したがって，DCD における以下の式から，水面に到達する減圧波は約 14 kPa となる。

dP

R

dP

さらに水面に到達した減圧波の水中への伝達係数を DCD における以下の式から，算出する。

別紙 25-56

dP
dP

1

2
r C /r C

ρ1：気体の密度
C1 ：気体中の音速
ρ2：水の密度C2 ：水中の音速
ここで，水の密度及び水中音速はそれぞれガスの密度及び気体中の音速に比べて大きいことから，保守的に，上記におけるρ1C1/ρ2C2 を 0 とすると減圧波の水中への伝達係数は，2 となる。したがって，ベントライン入口で生じた減圧波によってサプレッション・チェンバにもたらされる負圧度は約 28 kPa となる。
格納容器ベント実施時点でのサプレッション・チェンバ圧力は約 620 kPa[gage]となる可能性を考慮し，この場合の負圧度を考慮した正味の圧力は約 592 kPa[gage]であることから，水面の飽和温度は，約 165 ℃となる。ベント開始時のサプレッション・チェンバ内のプール水温は，約℃であることから，水面の飽和温度（165℃）に対して十分に小さい。よって，減圧波を踏まえてもプール水の減圧沸騰の影響は極めて小さい。
また，蒸気の負圧度より，水面に到達した減圧波によってプール水面の揺動する速度は，以下の式より約 0.02 m/s であり，プール水面の揺動する速度は小さく，これに伴うプールスウェ
ルの影響は極めて小さい。
dV

g dP
r C

ρL：水の密度CL ：水中の音速以上のことから，格納容器ベントによる減圧沸騰及びプールスウェルを保守的に評価したが，その影響は小さく，原子炉格納容器の健全性に影響はない。

別紙 25-57

6.

まとめ
重大事故等時の原子炉格納容器に生じる動荷重について整理した。重大事故等時の動荷重は設計基準事故時に想定している動荷重に包絡されること等を確認することにより，重大事故等時の動荷重を想定した場合の原子炉格納容器の健全性を確認した。
7.

参考文献

[1] 塚田浩司，山口宏克，森田照道；沸騰水型軽水炉主蒸気逃し安全弁作動時の圧力抑制室内の動荷重の測定，火力原子力発電，1979 年 8 月[2] 久木田 他，

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;

格納容器圧力抑制系信頼性実証試験データ評価レポート，3 ，JAERI-M 83-186， 1983 年 10 月
[3] 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）[4] NUREG-0487

MARK Ⅱ CONTAINMENT LEAD PLANT PROGRAM LOAD EVALUATION AND ACCEPTANCE

CRITERIA

別紙 25-58

参考資料 1
設計基準事故時に生じる動荷重について
原子炉冷却材喪失時に原子炉格納容器に生じる各荷重に対する現象を表 1 に，現象の流れを図1 に示す。また，逃がし安全弁作動時に原子炉格納容器に生じる各荷重に対する現象を表 2 に，現象の流れを図 2 に示す。
東海第二発電所では，「BWR. MARK Ⅱ型格納容器圧力抑制系に加わる動荷重の評価指針」に基
づき，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時の動荷重を図 3 に示す評価対象に対して，表3，表 4 及び表 5 で示すような荷重が生じても，原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認している。また，生じる荷重は，表 6 で示すように解析や試験データに基づき設定している。

別紙 25-59

表 1 原子炉冷却材喪失時の各荷重の現象
荷重a.ＬＯＣＡ発生時のドライウェル
内の圧力上昇b.ベントクリア時の水ジェットによる荷重
c.気泡形成によるプール水中の圧力上昇
d.水面上昇による衝撃力
e.上昇水流による荷重
別紙 25-60

f.サプレッション・チェンバ空間部
圧力荷重g.ブレーク・スルー
h.フォールバック荷重
i.蒸気凝縮振動荷重
j.チャギング荷重
k.ベント管に加わる水平荷重
l.ＥＣＣＳ作動時

現象
原子炉冷却系統の配管の破断が瞬時に発生したとすると，圧力波がドライウェル，ベント管内を通ってプールの底面や壁面，内部構造物などに動荷重が作用する。
ドライウェル圧力の急激な上昇によりベント管内のプール水がサプレッション・チェンバ内に放出されるため水ジェット流が形成され，ジェットによる衝撃力及びドラッグ力がベント管の下部にある内部構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに作用する。
ドライウェルの空気がベント管から放出される際，気泡がサプレッション・チェンバ側壁，内部構造
物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに圧力波として作用する。
スラグ流が上昇する際，水面より上方にある機器，配管，内部構造物にプール水が衝突しそれらに衝撃力が作用する。
プール水が上昇する際，上昇水流によりドラッグ力が，機器，配管及び内部構造物に作用する。
プール水面の上昇によりサプレッション・チェンバ上部の空間部が圧縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ空間部圧縮荷重が作用する。
また，この現象により真空破壊装置が反復動作することが考えられる。
気泡が上昇し水面を貫通（ブレーク・スルー）することで，サプレッション・チェンバ気相とつながる。この時，水面付近のプール水は，フロス状の 2 相混合物を形成し，これによりサプレッション・
チェンバ気相部内の構造物及びダイアフラム・フロアに衝撃荷重が加わる。
上昇した水面の上昇が停止し，プール水が落下するとき落下水により，機器，配管，内部構造物にドラッグ力が作用する。
中高流量蒸気が凝縮する際，プール水に凝縮振動波が伝播し，サプレッション・チェンバ側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマット，原子炉本体基礎及び内部構造物に作用する。
低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不均一な凝縮によりバウンダリに荷重が加わる。
また，この現象により，真空破壊装置が反復動作することが考えられる。
低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不均一な凝縮によりベント管に水平力が作用する。
原子炉冷却系統の圧力が低下し，炉心がＥＣＣＳにより再冠水されると破断口からはサブクール水が流出するようになる。このサブクール水により，ドライウェル雰囲気が冷却され圧力が低下する。この時，真空破壊装置が作動することでドライウェルの負圧は抑制される。さらに，格納容器スプレイ
系の作動によりドライウェル−サプレッション・チェンバ間の差圧は解消される。

第 1 表 b.

第 1 表 c.

第 1 表 d.e.

第 1 表 f.

第 1 表 g.

第 1 表 h.

第 1 表 i.

第 1 表 j.

第 1 表 k.

第 1 表 l.

−

別紙 25-61

第 1 表 a.

図 1 原子炉冷却材喪失時の現象の流れ

表 2 逃がし安全弁作動時の各荷重の現象
荷重現象
逃がし安全弁作動時，排気管内の水がクエンチャノズルによりサプレッション・チェンバに放出されa.水ジェットによる荷重る際，ジェット流が形成され，サプレッション・チェンバ内の内部構造物に衝撃力及びドラッグ力が作用する。
逃がし安全弁作動時，排気管内の空気が圧縮され，これがサプレッション・チェンバに放出される際，

b.空気泡圧力の振動による荷重

気泡を形成し，この気泡が過膨張，収縮を繰返し，圧力振動が，機器，配管，内部構造物，サプレッ
ション・チェンバ側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに作用する。
蒸気がサプレッション・チェンバ内に流入して凝縮する際，凝縮が不安定となる場合，サプレッショ

c.蒸気凝縮振動荷重

ン・チェンバ底面，壁面に圧力荷重が加わり，サプレッション・チェンバ内の構造物にドラッグ荷重

別紙 25-62が作用する。また，これらの現象を通じて，クエンチャに対しても荷重が作用する。

別紙 25-63
第 2-2 表 a.

第 2-2 表 b.
第 2-2 表 c.

図 2 逃がし安全弁作動時の現象の流れ

原子炉格納容器本体

ダイヤフラム・フロア（Ｄ／Ｆ）

ベント管

原子炉本体基礎
真空破壊装置

コラムサポート
ベント管ブレーシング

クエンチャサポート
底部ライナ
コンクリートマット

図 3 動荷重の評価対象

別紙 25-64

表 3 ＰＣＶ動荷重指針要求荷重と対象構造物との対応

コンクリートマット

原子炉本体基礎

Ｄ／Ｆ及びコラムサポート

圧力抑制
系内の構
造物に加
わる荷重

真空破壊装置

圧力抑制
系のバウ
ンダリに
加わる荷
重

クエンチャ
サポート部

第4表(1)

底部ライナ

Mark-Ⅱ PCV
動荷重指針

ベント管及びベン
ト管ブレーシング目

原子炉
格納容器本体項(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(2)

−

−

○

−

−

−

−

○

第4表(3)

○

−

−

−

−

−

○

−

第4表(4)

○

−

○

−

−

−

○

○

第4表(5)

○

−

−

−

−

−

○

−

第4表(6)

−

−

−

−

−

○

−

−

第4表(7)(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(8)(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(9)

○

−

○

−

−

−

○

○

第4表[1]

−

○

−

−

−

−

−

−

第4表[2]

−

○

−

○

−

○

−

−

第4表[3]

−

○

−

−

−

−

−

−

第4表[4]

−

−

−

−

○

−

−

−

第4表
(2次荷重であり，指針上評価を省略可)[5]〜[8]
逃がし安全
弁作動時の
動荷重

逃がし安全
弁作動時の
構造物に加
わる荷重

第5表(1)

○

−

○

−

−

−

○

○

第5表(2)

○

−

○

−

−

−

○

○

第5表[1]

−

○

−

○

−

○

−

−

第5表[2]

−

○

−

○

−

○

−

−

第5表[3]

−

○

−

○

−

○

−

−

第5表[4]

−

−

−

○

−

−

−

−

別紙 25-65

備考表 4（1/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図
事故後の
推移
①破断直後

別紙 25-66

②ベントク
リアリング
過程

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

対応する荷重(1)
破断発生直後に生ずる圧力波により，プール底面に加わる荷重(2)
ベントクリアリングに至るまでの過程におけるベント管下端からの噴流によるサプレッション・チェ
ンバの底面への荷重[5]
ベントクリアリング時にベント管に加わる水平荷重(3)(2)と同じ噴流によるサプレッション・チェンバの壁面への圧力に
よる荷重

[2]
ベントクリアリングに伴うプー
ル水の流動によるドラッグ荷重

表 4（2/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図
事故後の
推移
③気泡形成
過程

別紙 25-67

④プールス
ウェル過程

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

対応する荷重

(4)気泡の形成，プールスウェルによるプール底面，壁面への圧力による荷重[2]
気泡形成に伴うプール水の流動によるドラッグ荷重(5)
プールスウェル時のサプレッショ
ン・チェンバ気相部圧縮によるサ
プレッション・チェンバ気相部壁面に加わる圧力による荷重[3]
プールスウェルに伴うサプレッ
ション・チェンバ気相部内の構造物に対する衝撃荷重(6)(5)と同じくサプレッション・チェ
ンバ気相部圧縮によるダイアフラ
ム・フロアへの圧力による荷重[4]
プールスウェル時の真空破壊装
置への荷重
[6]
プールスウェル時にベント管に加わるドラッグ荷重

表 4（3/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図
事故後の
推移
⑤フォール
バック過程

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

対応する荷重

別紙 25-68(7)
フ ォールバ ックによ るプール底面，壁面に加わる圧力による荷重[2]
フォールバックに伴うプール水の流動によるドラッグ荷重

⑥フォール
バック後の
水面揺動過
程

(8)
プールスウェル後のプール水面の揺動により，プール壁面に加わる
荷重[7]
プールスウェル後のプール水面の揺動による荷重

⑦蒸気放出
過程

(9)
蒸気凝縮に伴うプール底面，壁面に加わる圧力による荷重[1]
蒸気凝縮に伴いベント管に加わる水平荷重

表 4（4/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図
事故後の
推移
⑦蒸気放出
過程（続き）

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

対応する荷重[2]
蒸気凝縮に伴うプール水の流動によるドラッグ荷重

別紙 25-69[8]
蒸気流によりベント管に加わる反力による荷重[4]
蒸気凝縮時の真空破壊装置への荷重

表 4 指針要求に対応する逃がし安全弁作動時動荷重の概要図
事故後の
推移
①クリアリ
ング過程

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

対応する荷重[1]
クリアリング時水中構造物に加わる衝撃荷重及びドラッグ荷重(1)
気泡形成に伴うプール底面，壁面に加わる圧力による荷重[2]
気泡形成に伴い水中構造物に加わる衝撃荷重及びドラッグ荷重

③蒸気放出
過程

(2)
蒸気凝縮が不安定となる場合，プール底面，壁面に加わる圧力による荷重[3]
蒸気凝縮が不安定となる場合，水中構造物に加わるドラッグ荷重

別紙 25-70

②気泡放出
過程

[4]
これらの現象を通じてクエンチ
ャ地震に加わる荷重表 6 設計基準事故時に生じる動荷重と根拠
荷重
a.ＬＯＣＡ発生時のドライウェル内の圧力上昇
b.ベントクリア時の水 ジ ェ ッ ト に よる
荷重
c.気泡形成によるサプレッション・チェ
ンバ内の圧力上昇
d.水面上昇による衝
撃力
e.上昇水流による荷重
f.サプレッション・チ
ェ ン バ 空 間 部 圧力
荷重g.ブレーク・スルー

根拠指針上評価の省略可

米国で実施された 4Ｔ試験（参考資料 2 ④）結果における出口噴
流速度から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出

第 4 表との対応(1)(2)，(3)
[2]
(4)

[3]
[2]，[4]，[6](5)，(6)

指針上評価の省略可
ＣＲＴ試験（参考資料 2 ⑤）結果より，バウンダリに作用する荷重としては無視可能。
水中構造物に対する荷重は，プールスウェル解析モデルに基づく解析結果をもとに落下速度を求め，ドラッグ荷重を計算。

−

i.蒸気凝縮振動荷重

ＣＲＴ試験（参考資料 2 ⑤）データに基づき設定(9)[2]

j.チャギング荷重

ＣＲＴ試験（参考資料 2 ⑤）データに基づき設定(9)[2][1]，[5]，[8]h.フォールバック荷重(7)，(8)[2]，[7]k.ベント管に加わる
水平荷重
l.ＥＣＣＳ作動時考慮不要

荷重a.水ジェットによる荷重

根拠b.に包絡（東海第二発電所の実機試験等）[1]，[4]b.空気泡圧力の振動による荷重

東 海 第 二発 電所 （参 考資 料 2③）の実機試験(1)[2]，[4]c.蒸気凝縮振動荷重b.に包絡（東海第二発電所の実
機試験等）

(2)
[3]，[4]

NUREG-0808 の評価手法から算出−

別紙 25-71

第 5 表との対応

参考資料 2①

主蒸気逃がし安全弁クエンチャ開発試験: 大規模試験（1/4 体積スケールテスト）

試験目的
小規模試験からクエンチャ型が蒸気凝縮振動の安定化に最良との結果を得たので，実機に適用するためのクエンチャノズルを開発すべく大規模実験が実施された。
試験の項目及び成果
本試験では，主に水温等をパラメータとして，℃前後から℃まで幅広い温度範囲で試験が実施された。
気泡脈動荷重及び蒸気凝縮振動荷重の試験結果から，
主に以下の内容が確認された。
・クエンチャを採用すれば低プール水温（℃）から高プール水温（℃）まで安定した蒸気凝縮性能が確保可能である。
・蒸気凝縮振動荷重に対する蒸気流束（【参考文献】NUREG-0783
NEDO-21061

kg/s/m2）及びプール水温よる影響

Suppression Pool Temperature Limits for BWR Containment
MARKⅡ Containment Dynamic Forcing Functions lnformation Report

別紙 25-72

②

主蒸気逃がし安全弁クエンチャ開発試験: 実規模試験

試験の目的
本試験では，実規模のクエンチャを使用して荷重確認試験を行った。
試験の項目及び成果試験に用いられたクエンチャのクエンチャアーム角度は，1 か所が°，他の 3 か所がであり，クエンチャアーム取り付け角度の影響が確認された。また，試験は，実機の運転条件を包絡するように幅広いレンジの蒸気源圧力（
ﾟ F：

Psi:

MPa），プール水温条件（約℃）で実施された。

この結果，以下の内容が確認された。
・クエンチャアーム角度，の全ての方向でクエンチャは安定した凝縮性能を発揮した。
・クエンチャアームの孔の放射角度が程度以下であれば高温水がクエンチャ周囲に留まることなく安定疑縮が得られることが示された。

【参考文献】 NUREG-0783
NUREG-0802

Suppression Pool Temperature Limits for BWR Containment
Safety/Relief Valve Quencher Loads Evaluation for BWR Mark Ⅱ and
Ⅲ Containments

NEDO-21061

MARKⅡ Containment Dynamic Forcing Functions lnformation Report

NEDE-21078

Test Results Employed by General Electric for BWR Containment and Vertical

Vent Loads

別紙 25-73

③

東海第二発電所 主蒸気逃がし安全弁実機試験

試験の目的
本試験は，新設計格納容器の安全性・健全性・妥当性を確認するとともに，従来設計荷重の妥当性の評価，構造材の応力算出モデルの妥当性を評価するために実施された。
試験の項目及び成果
試験は，東海第二発電所における実機を用いて行われ，原子炉圧力 35 kg/cm2g（約 3.4 MPa），
55 kg/cm2g（約 5.4 MPa）及び通常運転圧力である 70 kg/cm2g（約 6.9MPa）における試験が実施された。試験結果により，主蒸気逃がし安全弁作動時の荷重や格納容器に作用する応力，圧力の距離による減衰の挙動が確認され，以下の成果が得られた。
・Mark-Ⅱ格納容器及びプール内構造物の健全性が実証された。
・測定された気泡脈動荷重の最大/最小圧力はそれぞれ
0.84kg/cm2 (約 82 kPa) / -0.39 kg/cm2(約-38 kPa)であった。
・1 弁(単弁)を作動させた試験のほか，主蒸気隔離弁を全閉させることによる多段・多弁作動試験も実施されたが，すべての試験において蒸気凝縮は，安定したものだった。
・主蒸気隔離弁を全閉させた試験において，逃し安全弁の最初の作動と後継作動とで気泡圧力に有意差がないことが確認された。

【参考文献】東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書（昭和 53 年 3 月）

別紙 25-74

④

米国 4T/4TCO（Temporary Tall Tank Test Condensation Oscillation）試験

試験の目的
Mark-ⅡプラントでのＬＯＣＡ時の蒸気凝縮振動現象を把握することを目的として実施された。
試験装置は，Mark-Ⅱ型格納容器のベント管 1 本が実物大で模擬されており，また，これに対応するサプレッション・チェンバ及びドライウェル部分（実炉との体積比約 1/100）が模擬されている。
試験の項目及び成果
試験は，ＬＯＣＡ時のブローダウン（液相破断，蒸気相破断それぞれ）が模擬され，模擬する破断面積や，ベント管水深，プール水温などを変化させて実施された。この試験により以下の成果が得られた。
・Mark-Ⅱ格納容器の蒸気凝縮振動現象が明らかにされ，蒸気凝縮振動荷重に対する様々なパラメータの影響が確認された。
・また，ベントクリア時の水の流速データが計測され，上限流速として 60 ft/s（約 18.3 m/s）が設定された。
・この試験結果には，米国における Mark-Ⅱ型格納容器のＬＯＣＡ時動荷重の評価に広く用いられている。

【参考文献】NUREG-0487

MARK Ⅱ CONTAINMENT LEAD PLANT PROGRAM LOAD EVALUATION AND ACCEPTANCE CRITERIA

別紙 25-75

⑤ 格納容器圧力系信頼性実証試験(CRT：Containment Reliability Test)
試験の目的
ＬＯＣＡ時のＢＷＲ格納容器圧力抑制系の主要な動荷重の評価に用いられる計算モデルの検証と，圧力抑制系のＬＯＣＡ時における機能の信頼性を実証することを目的として実施された。
試験装置は，Mark-Ⅱ型格納容器の圧力抑制系の一部分が実物大で模擬されている。
試験の項目及び成果
試験は，ＬＯＣＡを現実的に模擬し，プールスウェル荷重及び蒸気凝縮荷重の両者についてデー
タを得ることを目的とした試験等，全 28 回実施された。これにより，以下の成果が得られた。
・従来の試験に基づいて開発された評価モデルないし評価値が試験結果に比べて保守的である
ことを立証した。
・複数ベント管を有する系に特有な荷重低減効果を含む試験結果を得て，従来の単一ベント管試験に基づくものよりも現実的な実炉荷重の評価を可能にした。
・蒸気凝縮に伴う荷重の測定を目的とした試験では，初期プール水温を
最大蒸気流束を約℃，ベント管

kg/s/m2 として試験が実施され，大振幅のチャギング荷重は特定の熱水力条件(蒸気流束 18〜28 kg/s/m2, プール水温 40 ℃以下)で多発することが確認された。

[参考文献] 格納容器圧力抑制系信頼性実証試験評価委員会報告書（昭和 58 年 11 月）

別紙 25-76

参考資料 3
東二の実機試験における逃がし安全弁作動時の多弁作動について
2.4 で示したように東海第二発電所での実機試験により，主蒸気隔離弁を全閉し逃がし安全弁が作動したとき（原子炉圧力約 7.44 MPa）と 1 弁作動したときでは，1 弁作動したときの方が動荷重は大きくなることが確認されている。1 弁作動時の動荷重が大きくなった理由として，多弁作
動時は排気管出口から放出される圧力波が相互干渉し，圧力振幅が相殺されるためと考えられている。この妥当性を考察するため，東二の実機試験で多弁作動した箇所とその位置関係から圧力振幅が相殺されることを検討する。
図 1 に示すように逃がし安全弁は，作動圧ごとに第 1 段から第 5 段まで対称的な配置となっており，どの作動圧で排出されても，圧力振幅は相殺されやすいと考えられる。逃がし安全弁

作動時の試験結果も対称的な配置で排気管から排出されており，圧力振幅は相殺されたと推測される。
よって，1 弁作動時が最も大きな動荷重を生じると評価することは妥当である。

図 1 排気管の配置【参考文献】東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書（昭和 53 年 3 月）

別紙 25-77

参考資料 4
重大事故等時の動荷重の組み合わせについて
設計基準対象施設としての原子炉格納容器に対する動荷重の組み合わせの考え方を以下に示す。
・原子炉格納容器の応力計算は，各運転状態に生じる荷重の組み合わせの中で最も厳しい条件について行う。
・圧力，温度及び原子炉冷却材喪失時の蒸気ブローダウンによる荷重において，荷重の生じる時間が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。具体的には以下の組み合わせとなる。
原子炉冷却材喪失直後のジェット力，及び原子炉冷却材喪失時のサプレッション・チェン
バのプール水揺動による荷重は事象発生後一度のみ作用する荷重であるため，許容応力状
態ⅣA として評価する。この状態は，原子炉格納容器の内圧が上昇する前の過渡的な状況であることから，最高使用圧力とは組み合わせない。
ドライウェルからサプレッション・チェンバへの蒸気の流入が起こり，継続的に蒸気の凝縮等による動的荷重（ＣＯ，ＣＨ）が作用する状態は，設計条件として評価するものとし，原子炉冷却材喪失事故後の最大内圧との組合せを考慮する。なお，ＣＯとＣＨはドライウ
ェルからサプレッション・チェンバに流入する蒸気量の変化に伴い段階的に生じる事象であるため，互いに組み合わせる必要はない。
逃がし安全弁作動時の動荷重については，逃がし安全弁の作動が運転状態Ⅱに区分される事象であることから，許容応力状態ⅡA として評価するとともに，弾性設計用地震動Ｓｄと基準地震動Ｓｓとの組み合わせも評価する。
ＭＡＲＫ−Ⅱ型格納容器については，ＣＨと逃がし安全弁作動時の荷重は組み合わせない。
前述の考え方を踏まえ，重大事故等時に生じる動荷重（本文表 2-2）に係る荷重の組み合わせを
以下のように整理する（表 1）。
＜逃がし安全弁作動時荷重＞
逃がし安全弁が作動する事象は，「高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失）[TQUV]」のように原子炉圧力容器バウンダリの機能が維持されている状態であり，原子炉圧力容器破損は想定されない。したがって，重大事故等時であっても，逃がし安全弁作動時荷重と同時に原子炉格納容器の過度な圧力上昇は重畳するものではなく，原子炉格納容器の内圧は最大でも ATWS 事象において想定される 200 kPa 程度である。
＜ＬＯＣＡ，ＦＣＩ及びベント時に生じる動的荷重＞
本文 2 章および 5 章で述べたとおり，ＬＯＣＡ時に生じる動荷重について重大事故等時において特に考慮が必要となる荷重は，ＬＯＣＡ後長期にわたって発生しうる荷重であるチャギング荷重のみとなる。また，格納容器ベント実施時やＦＣＩ発生時にはベント管を通過する水やガスの流量が一時的に増大するが，この時の水およびガスの流量（流束）はＬＯＣＡ時に想定される最大流量（流束）に比べて小さいことから荷重としては包絡される。したがって，重大事故等時における原子炉格納容器内の圧力・温度条件との組み合わせを考慮すべき荷重は設計基準事故時に別紙 25-78

想定するチャギング荷重に包絡される。また，格納容器圧力が最大となるのは，格納容器雰囲気
過圧・過温のシナリオにおいて 1.5 Pd でベントする時点となる。
重大事故等時の荷重の組合せが設計基準対処施設としての荷重の組合せを網羅的に適用できているかを確認するため，表 2 で示す。確認した結果，設計基準事故時には設計・建設規格に基づ
き，運転状態Ⅱである逃がし安全弁作動時の動荷重は地震との組合せが必要であるが，重大事故等時は逃がし安全弁作動が短期的な荷重であることから組み合わせないため，相違が生じたものの，その他の荷重について，網羅的に組み合わせており，重大事故等時の組合せが妥当であることを確認した（表 2）。
重大事故等時の組合せとして，中破断ＬＯＣＡの事象進展を考慮すると，チャギングの動荷重が生じている状況で，逃がし安全弁が作動することによる動荷重が生じると考えられることから，
設計基準事故時に考慮していない荷重の組合せを新たに考慮した。
表 3 に示すとおり，重大事故等時に生じる動荷重の組み合わせは原子炉格納容器の限界圧力(620 kPa)による構造評価に包絡される。このため，原子炉格納容器の重大事故等時における閉じ
込め機能の健全性は，限界圧力 2 Pd（620 kPa）によって確認ができる。このときの各荷重による応力を表 4 に示す。
また，動荷重の観点で，最大圧力 1.5 Pd（465 kPa）＋チャギングの動荷重の裕度は，ＡＴＷＳ時の最大圧力＋ＳＲＶ作動時の動荷重の裕度は，，である。このことから，重大事故等時において，チャギングによる荷重の影響は大きいものの，上記で記載したとおり，重大事故等時においてはチャギングによる動荷重が大きくなる特定の領域でないことから，原子炉格納容器が有する裕度は小さくならず，
動荷重による原子炉格納容器の強度評価への影響はない。
なお，
1.5 Pd＋チャギングの動荷重の荷重の組合せは保守性がある。この荷重の組合せは格納容器ベント実施時やＦＣＩ発生時において生じるが，1.5 Pd となるときのプール水温は 40 ℃以上，かつ，ベント管を通過する蒸気は蒸気流束が 18 kg/s/m2 以下となる。このため，チャギングによる荷重が大きくなる条件（サプレッション・チェンバ内のプール水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18〜28 kg/s/m2）が比較的大きい領域）から逸脱しているため，設計基
準事故時のチャギングの荷重と同じ値を考慮する必要はないが，保守的に設計基準事故時のチャ
ギングの荷重を組み合わせている。

別紙 25-79

表 1 重大事故等時の荷重の組合せ
荷重の組合せ

圧力

−

ベント

−

ＦＣＩ

−

ＬＯＣＡ

−

ＳＲＶ作動

◯

圧力
SA(LL)

◯

圧力
SA(L)

ⅤＡ

中小破断
ＬＯＣＡ時

−

ＡＴＷＳ時

SA短期に
おける荷重

ＳＡ時最大

SA1

限界圧力

地震

許容
応力
状態

死荷重

No.

各運転状態に
よる荷重

動荷重

−

−

−

−

−

重要事故シーケンス等荷重の組合せの考え方

備 考

なし

限界温度，圧力（200℃，2Pd）を考慮する。

逃がし安全弁による急速減圧までの短期的な原子炉格納容器圧力上昇と逃がし安全弁作動時の荷重が重畳するため，
組み合わせる。逃がし安全弁作動時の動荷重は原子炉停止
機能喪失時の原子炉圧力容器圧力が設計基準事故時よりも大きくなることから，設計基準事故時の動荷重を上回る可能性があるため，重大事故等時の動荷重として新たに設定する。このため，評価で用いる荷重は，原子炉停止機能喪
失時の原子炉格納容器最大圧力時の内圧による影響又は原
子炉圧力容器最大圧力時の動荷重による影響が最も厳しくなるものを考慮する。

SA2

SA短期に
おける荷重

−

ⅤＡ

◯

−

−

○

−

−

−

○

−

−

−

原子炉停止機能喪失
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（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，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（残留熱除去系配管破断），
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

SA2

SA短期に
おける荷重

−

ⅤＡ

◯

−

−

−

○

−

−

○

○

−

−

LOCA時注水機能喪失（中小破断）

中小破断LOCAが発生し，チャギングが生じている状況で，逃がし安全弁が作動する可能性があるため，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。

SA3

SA短期に
おける荷重

−

ⅤＡ

◯

−

◯

−

−

−

−

−

○

−

−

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

格納容器ベント時の原子炉格納容器圧力1.5 Pdと長期間継続しうる動荷重であるチャギングとの重畳を考慮し，組み
合わせる。

動荷重は
ＣＨで代表

SA4

SA短期に
おける荷重

−

ⅤＡ

○

−

◯

−

−

−

−

−

−

○

−

SA3で想定される動荷重（LOCA時）に包絡される。

≦SA3に包絡

SA5

SA短期に
おける荷重

−

ⅤＡ

○

−

◯

−

−

−

−

−

−

−

○

SA3で想定される動荷重（LOCA時）に包絡される。

≦SA3に包絡

SA6

SA7

SA8

SA長期(L)における荷重

SA長期(L)における荷重

SA長期(LL)に
おける荷重

Ｓｄ

Ｓｄ

ＳＳ

ⅤＡＳ

ⅤＡＳ

ⅤＡＳ

○

○

◯

−

−

−

○

−

−

−

−

−

−

−

−

−

○

−

−

−

○

−

−

−

−

○

−

−

−

−

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（FCI）
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
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

重大事故等時の地震を考慮するため，事故後1×10-2年（3.65日）の荷重と弾性設計用地震動Sdを組み合わせる。
原子炉格納容器圧力は，SA(L)で想定される圧力を包絡する最大内圧を用いる。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

事故後1×10-2年（3.65日）の荷重と弾性設計用地震動Sdとの組合せ。SA(L)で想定される原子炉格納容器圧力と長期間継続しうる動荷重であるチャギングとの重畳を考慮し，組み合わせる。

なし

重大事故等時の地震を考慮するため，事故後2×10-1年（73日）の荷重と基準地震動Ssを組み合わせる。この時点では原子炉格納容器は代替循環冷却系等により冷却が開始されており，動的荷重が作用しないため，SA(LL)で想定される圧力のみを地震と組み合わせる。

−

別紙 25-80

動荷重は
ＣＨで代表

表 2 重大事故等時の荷重の組合せの網羅性
荷重の組合せ

圧力

ＣＨ

設計条件
ⅠA
ⅡA
ⅣA
設計条件
設計条件
ⅢAＳ
ⅣAＳ
ⅢAＳ
ⅣAＳ
ⅣAＳ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ

ＣＯ

−
−
−
−
−
−
Ｓｄ
ＳＳ
Ｓｄ
ＳＳ
Ｓｄ
−
−
−
−
−
−
Ｓｄ
Ｓｄ
ＳＳ

ＰＳ

設計条件による荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA長期(L)における荷重
SA長期(L)における荷重
SA長期(LL)における荷重

ＳＲＶ
作動時

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
SA1
SA2
SA2
SA3
SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

事故時
最大圧力

地震

通常
運転圧力

各運転状態による荷重

死
荷
重

最高
使用圧力

別紙 25-81

No.

許容応力
状態

動荷重

◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

◯
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
◯
−
−
−
−
−
−
−
−

−
◯
◯
−
−
−
◯
◯
◯
◯
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−

−
−
−
−
◯
◯
−
−
−
−
◯
−
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

−
−
◯
−
−
−
−
−
◯
◯
−
−
◯
◯
−
−
−
−
−
−

−
−
−
◯
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−

−
−
−
−
◯
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−
−

−
−
−
−
−
◯
−
−
−
−
−
−
−
◯
◯
◯
◯
−
◯
−

備 考

SA1の荷重の組合せと同様
通常運転時のため，SA時は組み合わせない
SA2の荷重の組合せと同様
SA3の荷重の組合せと同様
SA6の荷重の組合せと同様
SA8の荷重の組合せと同様
SRV作動は短期であるため，SA時は組み合わせない
SA6の荷重の組合せと同様
評価圧力：限界圧力2 Pd（620 kPa）
評価圧力：ATWS時（200 kPa＊1）
評価圧力：中小破断LOCA時（25 kPa＊1）
評価圧力：SA時の最高圧力（465 kPa＊1）
SA3と同等以下
評価圧力：SA時の最高圧力（465 kPa＊1）
評価圧力：SA(L)時の圧力310 kPa＊1
評価圧力：SA(LL)時の圧力200 kPa＊1

注記 ＊1：有効性評価結果
上記の表は，重大事故等時の荷重の組合せとして考慮すべき，設計基準事故時の圧力，動荷重及び地震に関連する組み合わせについて，整理している。このため，運転時に想定されない燃料交換/耐圧試験は，組み合わせを記載していない。

表 3 原子炉格納容器 サプレッション・チェンバの強度評価結果
評価部位

No.

荷重の組合せ＊1

SA1

死荷重＋限界圧力（620 kPa）

SA2

発生応力

許容応力

（MPa）

（MPa）

死荷重＋ATWS 時圧力（200 kPa）
＋SRV 作動時

裕度

281＊2
281＊2

死荷重
SA2

＋中小破断 LOCA 時圧力（25 kPa）

281＊2

＋SRV 作動時＋チャギング
SA3
円筒胴部

SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（SA3 と同等以下）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（SA3 と同等以下）
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

281＊2
281＊2
281＊2
253＊3
253＊3
254＊3

注記 ＊1：水頭圧は重大事故後に起こりうる最大水位を包絡するものとしてサプレッショ
ン・チェンバのベントライン下端位置を水面位置として算出した値を用いる。
また，動荷重はこのときの水位を考慮したものとする。
＊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）

別紙 25-82

表 4 重大事故等時の各荷重による応力
各荷重による応力＊2
Pl＋Pb
荷重の種類

SA1

SA2

SA2'

SA3

SA4

SA5

SA6

SA7

SA8

死荷重

○

○

○

○

○

○

○

○

○

水頭圧＊1

○

○

○

○

○

○

○

○

○

限界圧力(620kPa)

○
○

○

○

○

Pm
内面
σt

σ

τ

σt

σ

外面
τ

σt

σ

τ

SA 時最大(465kPa)
SA(L)時(310kPa)○

別紙 25-83

SA(LL)時(200kPa)
ATWS 時(200kPa)○○

中小 LOCA 時(25kPa)
SRV 作動時＊1
CH 時＊1

○
○

○
○

○

(○)

(○)

○

Sd 地震時(鉛直)Sd 地震時(水平)○○Sd 地震時(水頭分)Ss 地震時(鉛直)Ss 地震時(水平)Ss 地震時(水頭分)σt：円周方向応力，σ ：軸方向応力，τ：せん断応力（t− 方向）
注記 ＊1 重大事故時のプール水の水位を考慮。
＊2 動荷重及び地震荷重は振動荷重のため±両方存在するが，本表では 1 方向のみ表記○

参考資料 5
設計基準対処施設としての動荷重に対する健全性
東海第二発電所の原子炉格納容器は，建設時において動荷重による影響の知見がなく，その後の知見によって設計上の考慮が必要となった。これを踏まえ，東海第二発電所では，既工認及び
定期的安全レビューで原子炉格納容器の健全性を確認している。
表 1 に示す対象部位（図 1）に対して，強度評価を実施している。なお，各部位の評価結果については，裕度が最も小さいものを記載する。
既工認及び定期的安全レビューの結果で示すように設計基準対処施設としての動荷重は原子炉
格納容器本体に生じる荷重が最も裕度が小さい結果となった。
最も裕度が小さくなる理由としては，・原子炉格納容器本体は，内部構造物と異なり内圧による荷重を受けること（表 2 の事故時
圧力）及び動荷重の受圧面積が大きく動荷重が大きいこと（表 2 の逃がし安全弁作動時等）
・これらの荷重は表 3 で示すように組合せが必要であり，表 4 で示すように地震による荷重よりも動荷重を組み合わせた荷重の方が大きいこと・動荷重に対する許容値は，地震時と比較し，小さいことが挙げられる。
このことから，原子炉格納容器の健全性は原子炉格納容器本体を代表とすることで確認できる。
なお，ＭＡＲＫ−Ⅱ改良型と構造比較した部位については，動荷重を考慮したプラント設計されたものと同等以上の強度を有することを確認していることから，十分な裕度を有するものとした。
表 1 で示すように残留熱除去系ストレーナは，動荷重を含まない評価結果を記載している。その理由は，応力評価点を図 6，各荷重による応力を表 16 に示すように評価点ごとに生じる動荷重は異なるものの，差圧による荷重が最も大きい。このため，動荷重を組み合わせた結果では裕度が大きくなるため，動荷重でない評価結果を表 1 に記載している。

別紙 25-84

表 1 設計基準対処施設としての原子炉格納容器の健全性確認結果
評価結果

評価対象
①
原子炉格納容器本体（第 2 表〜第 4 表）②
ベント管
（第 5 表，第 6 表）③
ベント管ブレーシング（第 7 表，第 8 表）
④
底部ライナ
⑤
クエンチャーサポート（第 9 表）⑥
真空破壊装置（第 10 表）⑦
ダイヤフラム・フロア（第 11 表）⑦
ダイヤフラム・フロア大梁（第 12 表）⑧
コラムサポート（第 13 表）⑨
原子炉本体基礎（第 14 表）⑩
コンクリートマット（第 15 表）（事故時圧力＋チャギング荷重時）
MPa／許容値：131 MPa
一次応力＊1：
裕度：（ＳＲＶ作動時）kg/mm2／許容値：14.6 kg/mm2
一次応力＊2：
裕度：（フォールバック荷重）kg/mm2／許容値：24.6 kg/mm2
曲げ荷重＊2：
裕度：
ベースマットの評価から算出されることから，ベースマットの評価に代表される（ＳＲＶ作動時＋Ｓ１）
kg/mm2／許容値：21.5 kg/mm2
圧縮応力＊2：
裕度：（プールスウェル（ＬＯＣＡ時））
kg/ mm2／許容値：50.0 kg/mm2
組合せ応力＊2：
裕度：（ＳＲＶ作動時＋Ｓ１）ton）＊2：
ton
ＳＲＶ作動時（ton）＋Ｓ１（
ton
Ｓ ２：
裕度：
（Ｓ２に対する裕度）（MARK-Ⅱ改良型プラントとの単位差圧が作用した場合の裕度の比較）
MARK-Ⅱ改良型プラント：
東二＊2：
比率：
（水ジェット荷重＋フォールバック荷重）
ton/cm2／許容値：
ton/cm2
発生応力＊2：
裕度：（MARK-Ⅱ改良型プラントとの構造比較）
配筋量：cm2 MARK-Ⅱ改良型プラント：
東二＊2：
比率：
（MARK-Ⅱ改良型プラントとの構造比較）
鉄筋比（最小値を示す）：
MARK-Ⅱ改良型プラント：
東二＊2：
比率：
（異物荷重＋差圧＋地震荷重（ストレーナ，異物）
MPa／許容値：
MPa
一次応力＊1：
裕度：cm2⑪
残留熱除去系ストレーナ＊3（第 16 表〜第 18 表）
注記 ＊1：既工認評価値（工事計画認可申請書参考資料（平成 20・02・29 原第 41 号 平成 20 年
4 月 7 日付け））＊2：定期的安全レビュー結果＊3：低圧炉心スプレイ系及び高圧炉心スプレイ系ストレーナを包絡。なお，原子炉隔離時冷却系ストレーナはストレーナを大型化していないため，差圧による荷重が小さいことから，包絡される。

別紙 25-85

①原子炉格納容器本体②ベント管⑦ダイヤフラム・フロア（Ｄ／Ｆ）⑨原子炉本体基礎⑥真空破壊装置⑦Ｄ／Ｆ大梁⑧コラムサポート③ベント管ブレーシング⑤クエンチャサポート
⑪残留熱除去系ストレーナ④底部ライナ⑩コンクリートマット

図 1 動荷重の評価対象

別紙 25-86

表 2 原子炉格納容器本体の各荷重による応力

別紙 25-87

表 3 原子炉格納容器本体の荷重の組合せ

別紙 25-88

表 4 原子炉格納容器本体の応力評価結果

図 2 原子炉格納容器本体の応力評価点

別紙 25-89

表 5 ベント管の各荷重による応力表 6 ベント管の応力評価結果

図 2 ベント管の応力評価点

別紙 25-90

表 7 ベント管ブレーシングの各荷重による応力表 8 ベント管の応力評価結果

注記＊：荷重番号(4)，(5)のうち，応力の大きいフォールバック荷重による応力により評価する。

別紙 25-91

表 9 クエンチャサポート部の応力評価結果

注記＊：曲げモーメントによる応力を含む

図 3 クエンチャサポートの応力評価点

別紙 25-92

表 10 真空破壊装置の応力評価結果

図 4 真空破壊装置の応力評価点

別紙 25-93

表 11 ダイヤフラム・フロアの応力評価結果(a)逃がし安全弁作動時の荷重
荷重の種類

発生応力[ton]

備考

逃がし安全弁作動時
Ｓ１地震力

定期的安全レビュー時

Ｓ２地震力

建設時

(b)原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重部位

荷重[ton/m2]

備考

断熱コンクリート

下向き荷重

構造体コンクリート

下向き荷重

鉄骨グレーチング等

下向き荷重

鉄骨梁

下向き荷重

原子炉冷却材喪失時の荷重

上向き荷重

合計
スタッドにかかる引抜き力

引抜き耐力：

ton(c)原子炉冷却材喪失時蒸気ブローダウンによる荷重
荷重の種類

発生応力[ton]

備考

水平荷重
Ｓ１地震力

定期的安全レビュー時

別紙 25-94

表 12 ダイヤフラム・フロア大梁の許容応力比
プラント

単位差圧 1.0 ton/m2 に対する許容応力比

東海第二発電所
ＭＡＲＫ−Ⅱ改良型
プラント

別紙 25-95

設計差圧（

ton/m2）に対する裕度

表 13 コラムサポートの応力評価結果(a)逃がし安全弁作動時の荷重
評価部位

発生応力[ton/cm2]

許容応力[ton/cm2]

コラムサポート
コラムサポート
ブレーシング(b)原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重（上向き荷重）
評価部位

発生応力[ton]

許容応力[ton]

基礎ボルト
基礎スラブ

(c) 原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重（下向き荷重）
評価部位

発生応力[ton/cm2]

許容応力[ton/cm2]

コラムサポート
コラムサポート
ブレーシングコラムサポート

コラムサポート
ブレーシング

図 5 コラムサポートの概要図

別紙 25-96

表 14 原子炉本体基礎の配筋量

表 15 コンクリートマットの鉄筋比

別紙 25-97

図 6 残留熱除去系ストレーナの構造図及び応力評価点

別紙 25-98

表 16 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（1/3）

別紙 25-99

表 16 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（2/3）

別紙 25-100

表 16 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（3/3）

表 17 残留熱除去系ストレーナの荷重の組合せ

別紙 25-101

表 18 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（1/3）

別紙 25-102

表 18 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（2/3）

別紙 25-103

表 18 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（3/3）

別紙 25-104

参考資料 6

減圧沸騰に関する既往の試験
既往の研究でタンクの初期圧力 0.33 MPa 時にガスの流入がない状態で，減圧沸騰をさせる試
験が実施されている。当該試験では水面から約 1 m 程度で気泡が発生するものの，水面の揺動としては，比較的小さいものと考えられる。（図 1）。

図 1 減圧沸騰時の水面の揺動[参考文献] 秋葉 美幸

プールスクラビングによるエアロゾル除去効果実験 ，NRA ， 平成 29

年 11 月

別紙 25-105

別紙 26
代替循環冷却系の健全性
1.

はじめに
原子炉格納容器の温度，圧力が 200 ℃，2 Pd の条件下において，原子炉格納容器に接続される
代替循環冷却系の健全性が維持できることを確認する。

2.

代替循環冷却系
代替循環冷却系は，サプレッション・チェンバを水源とし，代替循環冷却系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系海水系ポンプ又は緊急用海水ポンプを使用し，また，流路として
代替循環冷却系の配管及び弁，残留熱除去系ポンプ並びに残留熱除去系の配管及び弁を使用し，原子炉格納容器内へスプレイするとともに，原子炉注水及びサプレッション・チェンバのプール
水の除熱を行うものである。また，残留熱除去系海水系ポンプ又は緊急用海水ポンプによりサプ
レッション・プール水を残留熱除去系熱交換器にて冷却できるものである。
主要機器の仕様を 2.1 項に，代替循環冷却系概要図を図 1 に示す。

2.1 主要機器の仕様(1) 代替循環冷却系ポンプ型

式 ：ターボ形

個

数 ：2

容

量 ：約250 m3/h/個

全揚程 ：約120 m

最高使用圧力：3.45 MPa[gage]

最高使用温度：80 ℃(2) 残留熱除去系熱交換器型

式 ：縦型Ｕチューブ式

個

数 ：2

最高使用圧力：3.45 MPa[gage]

最高使用温度：249 ℃

伝熱

容

量 ：約19.4×103 kW（1基当たり）（原子炉停止時冷却モ-ド）

別紙 26-1

屋外（西側）

原子炉建屋原子炉棟
ＡＯ

屋外（東側）

ＡＯ
原子炉隔離時
冷却系より

MO

MO

MO

MO MO
MO

MO

MO

MO

MO

MO

NO

NO

MO

MO

NO

NO

MO

NO
MO

MO

MO

MO

MO

MO

MO

MO

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ

*1

*1

MO

MO
MO

MO

MO

MO

MO

補給水系より

可搬型代替注水接続口 大型ポンプ

補給水系より

MO

MO

*2

残留熱
除去系
ポンプ(B)
代替循環冷却系ポンプ(B)

残留熱除去系
ポンプ(A)

MO

MO

*2
MO

MO

MO

MO

MO

MO

残留熱除去系
熱交換器(A)

MO

MO

残留熱除去系
熱交換器(B)

代替循環冷却系ポンプ(A)

MO

代替残留熱除去系
海水系A系東側接続口
残留熱除去系
海水系ストレーナ(A)
残留熱除去系
海水系ポンプ(A),(C)

MO

MO

MO
MO

代替残留熱除去系
海水系西側接続口

海へ

MO

緊急用海水系
ストレーナ
緊急用海水ポンプ(A),(B)
緊急用海水ポンプピット
MO

残留熱除去系
海水系ストレーナ(B)
残留熱除去系
海水系ポンプ(B),(D)

代替循環冷却系Ａ系及び残留熱除去系海水系Ａ系使用時の図を示す。

図1 代替循環冷却系 概要図

別紙 26-2

代替残留熱除去系
海水系B系東側接続口

2.2 代替循環冷却系の健全性
代替循環冷却系の健全性について，「代替循環冷却系ポンプの健全性」，「残留熱除去系ポンプの健全性」，「シール材の健全性」の観点から評価する。なお，残留熱除去系熱交換器については，最高使用温度が 249 ℃で設計されているため，健全性に問題はない。
(1) 代替循環冷却系ポンプの健全性
0.62 MPa[gage](2 Pd)においては，サプレッション・チェンバのプール水の温度は0.62MPa[gage]（2 Pd）における飽和温度167 ℃となる。サプレッション・チェンバのプール水は
残留熱除去系ポンプを経由し，残留熱除去系海水系ポンプ又は緊急用海水ポンプからの海水を用いて残留熱除去系熱交換器にて冷却後，代替循環冷却系ポンプにて原子炉圧力容器，ドライウェル及びサプレッション・チェンバに注水を行う。ここでは，残留熱除去系熱交換器
において冷却したサプレッション・プール水の温度が，代替循環冷却系ポンプの最高使用温度80 ℃を超えないことを確認する。評価条件は以下のとおり。
緊急用海水ポンプ流量：600 m3/h

代替循環冷却系ポンプ流量：250 m3/h

海水温度

：32 ℃

サプレッション・チェンバのプール水温度：167 ℃
また，その前提として残留熱除去系熱交換器で減圧沸騰が起きないことを確認する。また，代替循環冷却系ポンプ入口で減圧沸騰が起きないことを確認するため，残留熱除去系熱交換器の冷却機能に期待しない条件での評価も実施する。（添付参照）
上記の条件で残留熱除去系熱交換器の交換熱量を算出し，残留熱除去系熱交換器出口温度を評価した結果，
出口温度は約70 ℃と評価され，代替循環冷却系ポンプの最高使用温度80 ℃を下回る。また，残留熱除去系熱交換器における圧力が水の飽和蒸気圧力以上であり，減圧沸騰は起きず残留熱除去系熱交換器の冷却機能に期待しない条件における代替循環冷却系ポンプ入口の圧力も水の飽和蒸気圧力以上であり，減圧沸騰は起きない。（添付参照）なお，
代替循環冷却系ポンプの運転に伴うポンプ入熱による影響及びサプレッション・プール水中の核分裂生成物による発熱による影響については，代替循環冷却系ポンプの入口側に残留熱除去系熱交換器が設置されており，代替循環冷却系ポンプの運転によって，残留熱除去系熱交換器により冷却された水に入れ替わることから影響はない。
以上より，2 Pdの条件下においても，代替循環冷却系ポンプの健全性については問題ない。
(2) 残留熱除去系ポンプの健全性
代替循環冷却系については，残留熱除去系ポンプ（最高使用圧力：3.50 MPa，最高使用温度：182 ℃）を流路として使用する。
系統概要図（図1）に示すとおり，代替循環冷却系は代替循環冷却系ポンプでサプレッショ
ン・チェンバの水を循環させる系統構成となっており，残留熱除去系が機能喪失している前
別紙 26-3

提で使用する設備であるため，残留熱除去系ポンプは，停止している状態でポンプ内を系統
水が流れることとなる。残留熱除去系ポンプの軸封部はメカニカルシールで構成されており，
ポンプ吐出側から分岐して送水される冷却水（フラッシング水）により温度上昇を抑える設計としている（図2）。
ポンプ停止時に系統水が流れる状態においては，通常どおりメカニカルシールに冷却水（フラッシング水）が送水されないことが考えられるため，その際のシール機能への影響について確認した。
残留熱除去系ポンプのメカニカルシールは，スプリングによって摺動部を押さえつける形
でシールする構造となっている（図3）。代替循環冷却系運転時には残留熱除去系ポンプが停止している状態であるため，通常のポンプ運転時のように冷却水（フラッシング水）が封水
ラインを通じてメカニカルシール部に通水されないことが想定されるが，上述のとおり，冷却水（フラッシング水）はメカニカルシールの摺動による温度上昇を抑えるためのものであり，ポンプが停止している状態では冷却の必要がなく，特にメカニカルシールの機能に影響はない。
なお，軸封部及び封水ラインにおいては，代替循環冷却系ポンプ運転時には残留熱除去系
ポンプが停止していることから，ポンプの吐出圧力に相当する圧力がかかることはなく，格
納容器圧力である0.62 MPa[gage]（2 Pd）であるため，軸封部への影響はない。
したがって，代替循環冷却系運転時において軸封部からの系統水の著しい漏えいはなく，残留熱除去系ポンプの最高使用温度以下で通水されることから健全性については問題ない。

別紙 26-4

メカニカルシール冷却器
軸封部
フラッシング水
封水ライン
吐出方向

吸込方向

図 2 残留熱除去系ポンプ 概要図

フラッシング水摺動部
スプリング

図 3 残留熱除去系ポンプメカニカルシール 構造図

別紙 26-5

(3) シール材の健全性について
代替循環冷却系を使用する場合に，系統内の弁，配管及びポンプのバウンダリに使用されているシール材について高温環境による影響，放射線影響及び化学種による影響によって材料が劣化し漏えいが生じる可能性がある。これらの影響について下記のとおり評価を行った。
①

高温環境及び放射線による影響
代替循環冷却系は，重大事故等時に炉心損傷した状況で系統を使用することとなる。
このため，高温環境下であること及び系統内を高放射能の流体が流れることから，高温及び放射線による劣化が懸念される。
上記に示す部材のうち，配管フランジガスケット及び弁グランドシールには膨張黒鉛
材料若しくはステンレス等の金属材料が用いられている。これらは，耐熱性があること
及び無機材料であり高放射線下においても劣化の影響はないか極めて小さい。このため，
これらについては評価温度である200 ℃以上の耐熱性を有することに加え，放射線による影響についても，耐放射線性能が確認されたシール材を用いることから，シール性能が維持される。
残留熱除去系ポンプのバウンダリを構成する部材（メカニカルシール，ケーシングシール等）のシール材には，エチレンプロピレンゴム（ＥＰＤＭ）やフッ素ゴムが用いられており，高温環境下での使用による影響及び放射線による影響を受けて劣化することが考えられるため，200 ℃の環境下において7日間の高耐熱性を有し，耐放射線性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材への取り替えを行うことにより，耐熱性及び耐放射線性を確保する。
また，代替循環冷却系ポンプのバウンダリを構成する部材（ケーシングシール等）のシール材についても同様に，耐熱性及び耐放射線性に優れた材料を適用する。

②

化学種による化学的影響
炉心損傷時に発生する核分裂生成物の中で化学的な影響を及ぼす可能性がある物質として，アルカリ金属であるセシウム及びハロゲン元素であるよう素が存在する。このう
ち，アルカリ金属のセシウムについては，水中でセシウムイオンとして存在しアルカリ環境の形成に寄与するが，膨張黒鉛ガスケットや金属ガスケットはアルカリ環境において劣化の影響はなく，また，ＥＰＤＭについても耐アルカリ性を有する材料であることから，セシウムによるシール機能への化学的影響はない。
一方，ハロゲン元素のよう素については，無機材料である膨張黒鉛ガスケットや金属
ガスケットでは影響がないが，有機材料であるＥＰＤＭでは影響を生じる可能性がある。
設備での使用を考慮している改良ＥＰＤＭについては，電力共同研究により，よう素による影響の確認を行っており，炉心損傷時に想定されるよう素濃度（約450 mg/m3）よりも高濃度のよう素環境下（約1,000 mg/m3）においても，圧縮永久ひずみ等のシール材としての性状に大きな変化がないことを確認している。また，ガスケットメーカにおいて，
よう素に対するＥＰＤＭ材の耐性として，表1に示すとおり，5段階評価（ランク1が最も耐性がある）のうち，ランク2に位置づけられており，よう素に対する耐性があるものと考える。
別紙 26-6このように，よう素に対する性能が確認された材料を用いることにより，漏えい等の影響が生じることはない。
表 1 ＥＰＤＭの特性
薬品

耐性ランク

ヨウ素

2

＜耐性ランクの凡例＞
1：動的部分にも使用可能で体積変化率は 10 %以内。
2：動的部分にも条件により使用可能，体積変化率は 20 %以内。
3：静的部分には使用可能，体積変化率は 30 %以内。
4：静的部分には条件により使用可能，体積変化率は 100 %以内。
5：使用できない，体積変化率は 100 %以上。

出典：日本バルカー工業(株)発行「バルカーハンドブック」より抜粋

格納容器圧力逃がし装置を使用する際，サプレッション・チェンバのプール水の酸性化を防止すること及びサプレッション・チェンバのプール水中の核分裂生成物由来のよう素を捕捉することにより，よう素の放出量の低減を図るため，サプレッション・プー
ル水ｐＨ制御装置を自主的な取組みとして設ける計画である。サプレッション・プール
水ｐＨ制御装置の使用により，アルカリ薬液である水酸化ナトリウムを格納容器へ注入することとなるため，アルカリ薬液によるシール性への影響が懸念されるが，耐アルカリ性を有する改良ＥＰＤＭを使用することにより，格納容器バウンダリのシール機能には影響はない。

別紙 26-73.

まとめ
代替循環冷却系ポンプの最高使用温度は 80 ℃であるが，残留熱除去系熱交換器によりサプレッション・プール水は代替循環冷却系ポンプの最高使用温度を超えない。また，ガスケットやシール材については，黒鉛系ガスケット等を用いており，200 ℃，2 Pd の条件下であっても健全性は維持可能である。

別紙 26-8

（添付）
代替循環冷却系ポンプの吸込側配管における減圧沸騰の可能性について
代替循環冷却系ポンプに期待する重大事故等時において，原子炉格納容器圧力及びサプレッション・プール水温度は時間経過とともに変化する。代替循環冷却系ポンプには残留熱除去系熱交換器
によって 80℃以下に冷却された水が供給される設計としているが，その前提として残留熱除去系熱交換器で減圧沸騰が起きないことを確認する。また，代替循環冷却系ポンプ入口で減圧沸騰が起きないことを確認するため，残留熱除去系熱交換器の冷却機能に期待しない条件での評価も実施する。
1.

残留熱除去熱交換器入口の有効水頭（1）評価条件
図 1 に代替循環冷却系ポンプの吸込側配管の概要図を示す。残留熱除去系熱交換器での減圧沸騰の発生有無を評価するため，残留熱除去系熱交換器の入口位置を評価点とする。
吸込液面に作用する絶対圧力 Ha 及び熱交換器入口部における飽和蒸気圧水頭 hs については，
設置変更許可申請書添付十で示した有効性評価解析のうち，代替循環冷却系ポンプに期待する
評価シーケンスである，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却系を使用する場合）」及び「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の解析時刻歴に基づき設定する。
（2）評価条件の保守性
評価の保守性を確保するため，吸込揚程 Hs については，保守的にサプレッション・プールの最低水位に基づく一定の値を設定し，事象進展に伴う約 1.5m のサプレッション・プール水位上昇による吸込揚程の増加を考慮しない。また，ストレーナ部での圧損 H2 及び H3 は保守的に残留熱除去系ポンプの評価流量（1691.9m3/h）を適用した値を設定する。
（3）評価結果
図 2 及び図 3 に有効水頭の推移を示す。また，表 1 及び表 2 に有効水頭算定結果を，表 3 に有効水頭算定結果の詳細をそれぞれ示す。
代替循環冷却系ポンプに期待するいずれの評価事故シーケンスにおいても，残留熱除去系熱交換器入口位置における有効水頭は正の値（残留熱除去系熱交換器における圧力が水の飽和蒸気圧力以上）であり，残留熱除去系熱交換器入口において減圧沸騰が生じることはない。
2.

代替循環冷却系ポンプ入口の有効水頭（1）評価条件
図 1 に代替循環冷却系ポンプの吸込側配管の概要図を示す。残留熱除去系熱交換器の冷却機能に期待せず代替循環冷却系ポンプ入口での減圧沸騰の発生有無を評価するため，代替循環冷却系ポンプ入口位置を評価点とする。
吸込液面に作用する絶対圧力 Ha 及びポンプ入口における飽和蒸気圧水頭 hs については，設
置変更許可申請書添付十で示した有効性評価解析のうち，代替循環冷却系ポンプに期待する評
別紙 26-9価シーケンスである，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循
環冷却系を使用する場合）」及び「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の解析時刻歴に基づき設定する。
（2）評価条件の保守性
評価の保守性を確保するため，吸込揚程 Hs については，保守的にサプレッション・プールの最低水位に基づく一定の値を設定し，事象進展に伴う約 1.5m のサプレッション・プール水位上昇による吸込揚程の増加を考慮しない。また，ストレーナ部での圧損 H2 及び H3 は保守的に残留熱除去系ポンプの評価流量（1691.9m3/h）を適用した値を設定する。
（3）評価結果
図 4 及び図 5 に有効水頭の推移を示す。また，表 4 及び表 5 に有効水頭算定結果を，表 6 に
有効水頭算定結果の詳細をそれぞれ示す。
代替循環冷却系ポンプに期待するいずれの評価事故シーケンスにおいても，有効水頭は正の値（代替循環冷却系ポンプ入口の圧力が水の飽和蒸気圧力以上）であり，代替循環冷却系ポンプ
入口において減圧沸騰が生じることはない。なお，この有効水頭は，代替循環冷却系ポンプの必要 NPSH（m）を上回っている。
サプレッション・プール

熱交換器入口
（EL.

m）

最低水位
（EL.

m）

ポンプ入口
（EL.

残留熱除去系熱交換器

m）

代替循環冷却系ポンプ

残留熱除去系ストレーナ
図 1 代替循環冷却系ポンプの吸込側配管 概要図

別紙 26-10

40

有
効
水
頭

30

20

残留熱除去系熱交換器入口における有効水頭の最小値 4.4m（約 45 時間）

（m）
10

0
0

24

48

72
96
事故後の時間（h）

120

144

168

図 2 残留熱除去系熱交換器入口配管内における有効水頭の推移（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用する場合））

50

40
有
効
水
頭

30

（m） 20

残留熱除去系熱交換器入口における有効水頭の最小値 1.5m（約 37 時間）

10

0
0

24

48

72
96
事故後の時間（h）

120

144

図 3 残留熱除去系熱交換器入口配管内における有効水頭の推移（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

別紙 26-11

168

60
50
有
効
水
頭

40

代替循環冷却系ポンプ有効水頭の最小値 13.4m（約 45 時間）

30

（m）
20
10
0
0

24

48

72
96
事故後の時間（h）

120

144

168

図 4 代替循環冷却系ポンプの有効水頭の推移（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用する場合））

60

50
有
効
水
頭

40

30

代替循環冷却系ポンプ有効水頭の最小値 10.5m（約 37 時間）

（m）
20

10

0
0

24

48

72
96
事故後の時間（h）120

図 5 代替循環冷却系ポンプの有効水頭の推移（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

別紙 26-12144168

表 1 残留熱除去系熱交換器入口における有効水頭算定結果（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用する場合））（単位：m）
重大事故時
Ha：吸込み液面に作用する絶対圧力
Hs：吸込揚程
H1：熱交換器入口配管圧損
H2：異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損
H3：異物付着による圧損上昇
hs：熱交換器入口における飽和蒸気圧水頭
有効水頭（Ha＋Hs−H1−H2−hs）の最小値

解析時刻歴に基づき算出

解析時刻歴に基づき算出
4.4

表 2 残留熱除去系熱交換器入口における有効水頭算定結果（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（単位：m）
重大事故時
Ha：吸込み液面に作用する絶対圧力
Hs：吸込揚程
H1：熱交換器入口配管圧損
H2：異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損
H3：異物付着による圧損上昇
hs：熱交換器入口における飽和蒸気圧水頭
有効水頭（Ha＋Hs−H1−H2−hs）の最小値

別紙 26-13

解析時刻歴に基づき算出

解析時刻歴に基づき算出
1.5

表3

残留熱除去系熱交換器入口における有効水頭の評価詳細
残留熱除去系熱交換器入口
記載内容

根拠

項目

値

Ha：吸込み液面に作用する絶

解析時刻歴

サプレッション・プール水面に作用する圧力として，設置変更許可申請書 添付書類十の重大事故等対策の有効性評価解析におけるサプレッション・チェンバ圧力（ゲに基づくージ圧力）の時刻歴に基づく絶対圧力を設定する。

対圧力

静水頭は，以下の差分●水源の EL.：
Hs：吸込揚程m としている。

m（サプレッション・プールの最低水位）

水源の EL.としては，サプレッション・プールの低水位管理値を保守的に丸めた値とした。また，事象進展に伴う約 1.5m のサプレッション・プール水位上昇による吸込揚程の増加を考慮していない。
●残留熱除去系熱交換器入口配管の EL.

m

サプレッション・プールから残留熱除去系熱交換器入口までの配管及び弁類圧損は，代替循環冷却系ポンプが以下の流量＊1 で運転することを想定する。
この場合，サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプまでの配管及び弁類圧損の合計値は，m となる。

●代替循環冷却系ポンプ：250 m3/h×1 台

H1：配管圧損

残留熱除去系熱交換器入口までの圧力損失水頭は，圧損合計値よりm に設定する。

注記 ＊：サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプの吸込配管は，単独取水する配管構成となっているため，他の非常用炉心冷却設備のポンプの運転流量を圧損計算上で考慮する必要はない。
異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損を，以下に示す。[算出条件：残留熱除去系ポンプの評価流量(1691.9 m3/h）を使用]

H2：異物付着なしの状態にお●ストレーナ本体部圧損：けるストレーナ圧損m

異物付着による圧損上昇は，添付書類「Ⅴ-1-8-4 圧力低減設備その他の安全設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書」にて算出した以下の数値として求める。
●金属保温異物付着による圧損：

H3：異物付着による圧損上昇m●粒子状異物及び化学正教生成異物による圧損上昇：異物付着による圧損 H3＝＝m
hs：熱交換器入口における飽
和蒸気圧水頭解析時刻歴m

設置変更許可申請書 添付書類十の重大事故等対策の有効性評価解析におけるサプレッション・プール水温度の時刻歴に基づく飽和蒸気圧水頭を設定する。

に基づく

有効水頭

解析時刻歴

有効水頭は，以下の計算式により算出している。

(Ha＋Hs −H1−H2−H3−hs)に基づく

有効水頭＝Ha＋Hs−H1−H2−hs

補足 26-14

表 4 代替循環冷却系ポンプの有効水頭算定結果（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用する場合））（単位：m）
重大事故時
Ha：吸込み液面に作用する絶対圧力
Hs：吸込揚程
H1：ポンプ吸込配管圧損
H2：異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損
H3：異物付着による圧損上昇
hs：ポンプ吸込口における飽和蒸気圧水頭
有効水頭（Ha＋Hs−H1−H2−hs）の最小値

解析時刻歴に基づき算出

解析時刻歴に基づき算出
13.4

表 5 代替循環冷却系ポンプの有効水頭算定結果（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（単位：m）
重大事故時
Ha：吸込み液面に作用する絶対圧力
Hs：吸込揚程
H1：ポンプ吸込配管圧損
H2：異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損
H3：異物付着による圧損上昇
hs：ポンプ吸込口における飽和蒸気圧水頭
有効水頭（Ha＋Hs−H1−H2−hs）の最小値

補足 26-15

解析時刻歴に基づき算出

解析時刻歴に基づき算出
10.5

表6

代替循環冷却系ポンプ入口における有効水頭の評価詳細
代替循環冷却系ポンプ（評価流量：250m3/h）
記載内容

根拠

項目

値

Ha：吸込み液面に作用する絶

解析時刻歴

サプレッション・プール水面に作用する圧力として，設置変更許可申請書 添付書類十の重大事故等対策の有効性評価解析におけるサプレッション・チェンバ圧力（ゲに基づくージ圧力）の時刻歴に基づく絶対圧力を設定する。

対圧力

静水頭は，以下の差分●水源の EL.：
Hs：吸込揚程m としている。

m（サプレッション・プールの最低水位）

水源の EL.としては，サプレッション・プールの低水位管理値を保守的に丸めた値とした。また，事象進展に伴う約 1.5m のサプレッション・プール水位上昇による吸込揚程の増加を考慮していない。
●ポンプの吸込口高さの EL.

m

サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプまでの配管及び弁類圧損は，代替循環冷却系ポンプが以下の流量＊1 で運転することを想定する。
この場合，サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプまでの配管及び弁類圧損の合計値は，m となる。

●代替循環冷却系ポンプ：250 m3/h×1 台

H1：配管圧損

ポンプ吸込配管中の圧力損失水頭は，圧損合計値よりm に設定する。

注記 ＊：サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプの吸込配管は，単独取水する配管構成となっているため，他の非常用炉心冷却設備のポンプの運転流量を圧損計算上で考慮する必要はない。
異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損を，以下に示す。[算出条件：残留熱除去系ポンプの評価流量(1691.9 m3/h）を使用]

H2：異物付着なしの状態にお●ストレーナ本体部圧損：けるストレーナ圧損m

異物付着による圧損上昇は，添付書類「Ⅴ-1-8-4 圧力低減設備その他の安全設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書」にて算出した以下の数値として求める。
●金属保温異物付着による圧損：

H3：異物付着による圧損上昇m●粒子状異物及び化学正教生成異物による圧損上昇：異物付着による圧損 H3＝＝m
hs：熱交換器入口における飽
和蒸気圧水頭解析時刻歴m

設置変更許可申請書 添付書類十の重大事故等対策の有効性評価解析におけるサプレッション・プール水温度の時刻歴に基づく飽和蒸気圧水頭を設定する。

に基づく

有効水頭

解析時刻歴

有効水頭は，以下の計算式により算出している。

(Ha＋Hs −H1−H2−H3−hs)に基づく

有効水頭＝Ha＋Hs−H1−H2−hs

別紙 26-16

補足-270-2【原子炉格納施設の設計条件に関する説明書に係る補足説明資料（コリウムシールドの設計）
】

目

次

補足 1

ペ デスタル 排 水系の 排水機能確認試験について

補足 2

格 納容器機 器 ドレン サンプの破損による格納容器床ドレ ンサンプ水位

補足 1-1への影響に ついて

補足 2-1補足 3

目 地材がコ リ ウムシ ールドに与える影響について

補足 3-1

補足 4

ペ デスタル 排 水系に 設置する安全弁の悪影響について

補足 4-1補足 5

ベ ント管へ の 排水ラ イン設置に伴う影響について

補足 5-1

補足 6

ペ デスタル 内 に設置 する計器について

補足 6-1

補足 7

デ ブリの凝 固 停止評 価における Flemings モデル の適用性及びその他のモデルによ る評価に つ いて

補足 7-1補足 8

デ ブリ堆積 高 さがコ リウムシールドを超えた場合の影響 について

補足 8-1

補足 9

原 子炉圧力 容 器破損 時の溶融炉心の冠水評価における不 確かさについて
補足 9-1補足 10

鉄 筋コンク リ ート内に発生する熱応力の取扱い について

補足 11

格 納容器床 ド レンサンプ拡大によるペデスタル 内湿度への影響について

補足 10-1

補足 11-1
補足 12

コ リウムシ ー ルドサポート等に鋼構造設計規準 を適用することの妥当性につ いて補足 12-1

補足 13

コ リウムシ ー ルド材料の選定に係る試験につい て

補足 13-1

補足 14

コ リウムシ ー ルドに使用する耐熱材の管理につ いて

補足 14-1

補足 15

コ リウムシ ー ルド厚さの設定に係る条件につい て

補足 15-1

補足 1
ペデスタル排水系の排 水機能確認試験につ いて1.

概要
原子炉圧力 容器（以 下「ＲＰＶ」という。）か ら落下した溶融炉心の冠水及び圧 力 スパ
イクによる 影響抑 制 の 観点 から， ＲＰＶ破損時のペデスタル内水位を 1 m に維持す ることとしてい る。
このため， ペデ スタ ル 排水 系に設 置する格納 容器床ドレンサンプ導入管（以下 「 導入管」という。）及び スリ ット形状の排水ライン を設けることにより ，ペデスタル内に 流入する流入水 （余剰 水 ） を排 水する こととしており，モックアップ試験により流入水 が確
実に排水で きるこ と を 確認 する。

2.

目的
重大事故等 時に ペデ ス タル 内への 流入水が増 加した場合に，余剰水が規定時間 内 にサプレッショ ン・チ ェ ン バへ 排水で きることを確認する。具体的には，下記の確認を 実施する。
・余剰水が 排出 時間 の 制限 約 2.7 時間以内に 排水できること。また，その流動 状 況を確認する。
・圧損係数 を算 出し ， 設 置許可で 評価した 排出時間約 2.3 時間（圧損係数と比較し， 設 置許可 に お ける評価の妥当性 を確認する。
排出時間の 制限 とし て は， ペデス タル内水位 が高くなり得る原子炉冷却材喪失 （ 以下「ＬＯＣＡ 」という 。）であるボトムドレンＬ ＯＣＡ時の，ＲＰＶからペデスタル内 への流入が停止 する事 象 発 生 0.3 時間 から，ＲＰＶ破損が早くなる大破断ＬＯＣＡ時に おけ
るＲＰＶ破 損時間 を 保 守的 に短く した 3 時間を組合せて 2.7 時間とする。

3.

試験条 件
試験方法を 表 3-1， 設 備条件を表 3-2，確認項目及び判定基準を表 3-3 に示す 。また，試験装置を 図 3-1 に 示 す。

表 3-1
試験水
排水配管状 態水道水
配管内満水
（常温） （通常時に 常時排水があるた め。）

試 験方法

排水先
試験方法
排水口をスリットと同程 排水弁を閉 の状態にて 導入管度の高さに設定
より高く水 を張り，弁 を開と（重大事故等時にベント することで ，静水圧に て排水管への排水となるため。）

補足 1-1

表 3-2
排水配管経 路
導入管〜
スリット入 口
スリット入 口 〜
スリット出 口スリット出 口 〜
ベント管

設 備条件

試験計画
アクリル製 80A
（ペデスタ ル床面から 高さ 1 m）
アクリル製
（流路断面寸法：）
塩化ビニル製 80A

表 3-3
確認項目
排水流路全 体で の排 水 時 間（圧損係数 ）

確 認項目／ 判定基準
判定基準
2.7 時間以下（目標 値：

1000

流動状況

導入管（80A配管）−

区間②（導入管〜ベント管出口）

スワンネックの排水口

LI

1000

(圧損値は机上で考慮，異物の流動性を確認する区間)
区間①（導入管〜スリット出口）

約550

ｺﾘｳﾑｼｰﾙﾄﾞ＋ﾗｲﾆﾝｸﾞ厚さ(モックアップで圧損値及び流動性を確認する区間)
ベント管（80A配管）

スリット
スリット

導入管（スワンネック）カバーによる排水時間（圧損係数）への影響は，
モックアップ試験に組込み確認を
実施する。

区間②用
排水口

スリット出口配管
区間①用
排水口（単位：mm）
図 3-1

試 験装置

補足 1-2

4.

モック アップ装 置 と実機の相違点につ いて今回使用す るモ ック ア ップ 装置と 実機の相違 点を表 4-1 に示す。

配管
材質

表 4-1
モックアッ プ 装置
導入管〜ス リット出 口 ：
アクリル製

水温

スリット出 口からベ ン ト
管：塩化ビニル 製常温（約 10〜20 ℃ ）

流路
勾配
水位
差

注記

1.000 m
（最高水位 2 m から 最 低
水位 1 m ま での差）

モ ックアッ プ装置と実機の相違点
実機評価に与える影響
導入管〜ベント
材質の違いによる表面 粗さの管：ステンレス製 違いによって，圧損係 数への影響はあるが，試験で 得られた係数に対しては，裕 度を考慮して今後の設計を行 うため問題ないと考える。 ＊水温が低い方が圧損係 数は高高温水
くなるため，常温水で の試験（約 167 ℃ （2Pdでの飽和温度に相 を実施しておけば，重 大事故等時の高温水の排水性 につい当））ては包絡できる。
装置のたわ み等を考慮 し，保守的に設定。
圧損 H＝圧 損係数 K×流量 Q 2 よm（最高水位
り水位差による圧損係 数算出
m から最低水位への影響はないが，信 頼性のm までの差）あるデータ取得のため 十分な
試験時間及び流量確保 の観点から設定。

＊： アクリル の 表面粗さは約 6 μm（算術平均粗さ）であ り，実機ステンレ ス鋼 の表面粗さは 約 5 μm（ 算術平均粗さ）と同等である。表面粗さの相違による圧損への影響 を確 認す るため，配管 長さ 10 m とし，表面粗さを 1 μ m 及び 10 μm と仮定し た 場合の 圧 損を評価した。その結果，圧損は表 4-2 のとおりとな
り，表面粗 さが 10 倍相違したとしても圧損への影響は 3 ％程度の 相違である。また， ペデ スタ ル排水系の配 管圧損は 数 m であるのに対し，表面粗さによる影響は十 数 mm 程 度であるため，表面粗さの配管圧損への影響（約 0.3 ％）は小さいと 言え る。
表 4-2

表面粗さに よる圧損評価 値の比較
表面粗さ（μm）
1
10

圧損値
0.401
（m）
評価条件：配管 80A，Sch80
流量：22 m 3 /h

補足 1-3

0.414

5.

試験時 期
試験内容
試験体の製 作
モックアッ プ試 験
試験結果（ 速 報）の 説 明

6.

試験時期
2018 年 3 月〜4 月中旬
2018 年 4 月 下旬〜5 月下旬
2018 年 6 月上旬

モック アップ試 験 で想定する異物の種 類について
事故時にペ デス タル 内 の計 装用・ 照明用ケー ブル，照明が破損し，導入管に到 達 する可能性があ るが， 床 に 沈降 するこ と及び導入管カバーを設置することから，導入管 に直接接触する ことは な い 。
また，上記 に加 え， 想 定し たその 他の異物の 種類を表 6-1 に示す。表 6-1 の保 温 材，
塵土，塗料 片，錆 片 ， スラ ッジ及 びその他異物は，「非常用炉心冷却 設備又は格納容器
熱除去設備 に係る ろ 過 装置 の性能 評価等について（内規）」（平成 20・02・12 原院第 5号（平成 20 年 2 月 27 日原 子力安 全・保安院制定））記載項目から抽 出した。
表 6-1 に示 すよ うに ， 導入 管に到 達，通過す る異物としてスラッジが想定され る た
め，モック アップ 試 験 で想 定する 異物はスラッジを想定する。
表 6-1
想定異物

モックアッ プで想定する 異物の種類

ペデスタル内への流入導入管・スリットへの流 入

ケーブル

○＊1

ペデスタル内での落下

×＊ 2

床に沈降 ＊ 4

照明○＊1

ペデスタル内での落下

×＊ 2

床に沈降 ＊ 4

保温材

×＊ 2

ペデスタル内にはない。 ＊ 3−（評価不要）塵土×＊ 2

ペデスタル内にはない。 ＊ 3−（評価不要）

塗装片

○＊1

×＊ 2

床に沈降 ＊ 4

錆片

○＊1

×＊ 2

床に沈降 ＊ 4

スラッジ

○＊1

○＊1

大部分は床に沈降 ＊ 4

注記流入，あるいはペデスタル
内に存在＊1： 流入す る と 想定したもの。
＊2： 流入し ないと 想定 したもの。
＊3： 外部か らの通 常時 流入については，作業後清掃等を実施するこ とでほと
んどないと 想定。また，事故後早 期に流入経 路の弁を閉とするこ と で流入を制限す ることから，事故時の 流入はない ものと想定。
＊4： 導入管 （80A） の周りには導 入管カバー（の穴ダブル構造）を 設置していること から，大きな異物は近 接・流入で きない構造となって い る。
導入管の排 水口を水位 1 m の中間 位置に設置 するため床（水面）の 異物が排水口に 流入するとは考え難い 。
【参考値 】 塗料片密 度：1.4 kg/L〜1.8 kg/L

補足 1-4

錆片密度 ：約 5.2 kg/L

7.

モック アップ試 験 での異物量について・異物（ス ラッ ジ） の 模擬 材とし てＦｅ ３ Ｏ ４ （四酸化三鉄）を使用する。
・濃度は， 東海 第二 発 電 所の調査 結果から 最大値を考慮し，保守的にppm で 設定する。
・異物（ス ラッ ジ） は ，保 守的に 全量がスリ ットを通過するよう投入する。
・1 バッチ に使 用す る 異物量は表 7-1 に示す。
表 7-1

8.

異物量の算 出

項目

単位

値

備考

ベデスタ ル 断面積m2

ペデスタルの内径

水位差

m

最高水位

排水量

m3

流路本数

−

流路を通 過 する排水 量
流路を通 過 する排水 量 （単位変
換）

m3
kg

異物（ス ラ ッジ）量

kg

濃度

m

m，最低水位m）×

スリッ ト部圧損 過 大他発生時の対応に ついて試験結果に より 排水 時 間が 制限を 超える結果 となった場合，想定される要因が 改 善す
るように流 路形状 を 見 直す 。

補足 1-5

9.

試験結 果
試験結果の 一例 を図 9-1 に 示す。 図 9-1 は床 ドレン排水系経路のみを考慮した 場 合であるが，Ｒ ＰＶか ら ペ デス タルへ の流入停止（事象発生後約 0.3 時間）からＲＰＶ 破損（事象発生 後約 3 時 間 ）ま での 2.7 時間以内に水位 1 m まで排水できないことを確 認した。
このため， 排水 経路 全 体で 支配的 な圧損発生 部位を特定し，特定部位を改善し ， 全体圧損を低減 するこ と と した 。
3.0

3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

初期水位（人通用開口部下端）
2.5
ペデスタル水位(m)ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.3時間

2.0

1.5

1.5

約3.0時間

1.0

1.0
0

1

2

0

3

1

排水時間(h)（ａ）机上 検討時

実 機排水時間評価結果

試験結 果を 踏 まえ た改善
圧損 低減
排水経路の 圧損が 支 配 的な部分を 特定するた め，スリットモックアップ試験設 備の流動解析 を実施し た 結果，導入管及び下 流配管とスリ ットの接続部で局所的 に高流速となる 部分（図 10-1）があり，抵抗が大きくなって いることを 確認した。
このため， 導入管 及 び 下流配管と スリット接 続部の形状をレデューサ形状（図10-2 及び図 10-3） とし ，流速及び抵抗の低減を図ることとした。
改善前後の スリッ ト 入 口部の流動 解析結果を 図 10-4 に示す。
接続部形状 をレデ ュ ー サ形状に見 直すことに より，局所的に高流速となる部分 が減少し，抵 抗が小さ く なることを確認した ため，本改善 案を採用することとし た。

導入管(アクリル製80A)
1000

10.1

3

（ｂ） 試験結果を用いた評価
図 9-1

10.

2
時間(h)

区間①

改 善 箇 所 ( 図 10-3)

区間②
80A配管

改 善 箇 所 ( 図 10-2)

スリット（アクリル製）区間②出口

高圧損発生部位

図 10-1区間①出口

高 圧損発生部位
補足 1-6

図 10-2

導入管−スリット接続部の改善

レデューサ形状(ａ )改 善 前

図 10-3(b) 改 善 後

ス リット−出口配管接続部の改善

改善後（レデューサ形状）

図 10-4

改 善前後の流動解析結果（導入管− スリット接 続部)

補足 1-7

排水 時間 低減
排水時にお ける上 部 タ ンク（床ド レン模擬） の水位と時間の関係を図 10-5 に 示す。
導入管内の 水位が 導 入 管頂部に達 すると，図 10-6 に示すようにベン ト穴（エ ア抜き穴）か ら大量の 空 気を吸込み，排出流 量が低下する 事象が確認された。
本事象を改 善する た め ，ベント穴 形状，位置 を改善することとした。

2500

2000

水位(mm)

10.2

1500

1000

500

0
0

60

120

180

240

300

360

420

480

540

600

660

720

経過時間(sec)

図 10-5

図 10-6

試験結果（水位−時間の関係）

導 入管内の水 位がベント穴に達した時の状況（ 模式図）

水位が導入 管頂 部に 達 した際のベ ント穴か ら大量の空気を吸込むことを防止す る
ため，図 10-7 に示 す よ うにベント穴径を縮小し，さらに，サイフォ ンブレイ ク 穴を左右 2 か 所に設 置 す ることとし た。

補足 1-8（左右）図 10-710.3

導 入管（スワンネック）のベント 穴の改善

改善 後の試験 結 果
改善前後に おけ る排 水 試験時のタ ンク水位 と時間変化の例を図 10-8 示す。
接続部形状 の変 更に よ る水位低下 速度の向 上が確認された。また，導入管のベ ン
ト穴縮小及 びサイ フ ォ ンブレイク 穴の追加に より，水位 1 m まで水位低下速度 が 低下すること なく， ま た 水位 1 m 到 達時に速や かに排水が停止することを確認し た 。

図 10-8改 善前後の 試 験結果（水位−時間の関係）（モックアッ プ部）

補足 1-9

11.
11.1

実機評 価
実機 評価 の考 え 方
試験結果を 踏まえ た 実 機評価の考 え方を以下 に示す。
・排水ライ ンの圧 損 は ，モックア ップ試験結 果及び机上評価により確認する。
・流路とし ての実 績 ， 圧損評価実 績のないス リットは，導入管と共に実機寸法 を模擬したモ ック アッ プ試験により 圧損を確 認する。（実際 には，保守 的に導 入管〜スリッ トに 加え 試験装置のス リット出 口配管〜排出弁までの圧損から評価。）
・評価実績 のある 通 常 の鋼管，弁 で構成され る下流配管については，実機配管 ルート計画（ 安全 弁設 置ラインを含 む。）をふまえた机上評 価により確 認する 。
・経路全体 の圧損 を 確 認し，ペデ スタルから の排水時間の評価に適用する。
実機評価に 用いる 圧 損 係数の考え 方を表 11-1 に示す。

表 11-1

実機評価に 用いる圧損係数

評価部位

圧損係数（m/（m 3 /h））

圧損値（m）

導入管入口 〜

試験での評価結果

圧損計算式 ＊

机上評価

圧損計算式 ＊

スリット出 口スリット出 口 〜
ベント管排 出 口
流路全体の 値（ ）内は設 置許可 時 の 値
注記

11.2

＊： 日 本機械 学 会 編

（

）

（

）

機械工学便覧

実機 排水 評価
実施した試 験結果 を 踏 まえ，流路 等の改善を 反映した試験を実施し，試験結果 を基にした実 機体系に お ける排水時間を評価 した。
評価結果を 図 11-1 に 示 す。床ドレン流路からの排水により，ボトム ドレンＬ Ｏ
ＣＡ時，Ｒ ＰＶ破損 ま での間（約 2.7 時間 ）にペデスタ ル水位 1 m までの排水 が可能なことを 確認した 。 また，床ドレンに加 え機器ドレン も考慮した場合，排水 時間
は約 1.5 時 間となる 。
排出時間の 制限に は ， 事象の保守 的な組合せ 及び圧力スパイクの現象の不確か さを考慮した 保守的な 条 件での評価を行って 設定している ことから，2.7 時間以内 に排水出来れ ば余裕が 含 まれている。

補足 1-10

3.0

初期水位（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.6時間
1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)（ａ）床ドレン流路の みを考慮した場合
3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約約1.5
1.5h時 間

1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)（ｂ）床ド レン及び機器ドレン流路を考慮 した場合
図 11-1スラ ッジ 模擬 試 験7.で検討し た想定 す る 異物である スラッジ模 擬材（Ｆｅ ３ Ｏ ４ ）を投入した試験 を実施した。 投入する ス ラッジ模擬材は，全 量がスリット 部を通過するよう図 11-2に示す位置 に全量投 入 した。
スラッジ投入位置
（全量）
1000

11.3

実機排水時間評価

導入管(アクリル製80A)

区間①

区間②
80A配管

スリット
（アクリル製）

区間②出口

区間①出口

図 11-2

スラッジ模擬材投入位置
補足 1-11

スラッジ模 擬試験 の 結 果を図 11-3 に示す。図 11-3 より，図 11-2 における区 間①及び区間 ②から排 出 した場合共にスラッ ジの有無で排 出時間の相違はなく， 圧損への影響が ないこと を 確認した。
スラッジ模 擬試験 に お けるスラッ ジの流動状 況を表 11-1 及び表 11-2 に示す。

（ａ）区間①の試験結 果（ｂ）区間 ②から排出 時の試験結果
図 11-3

スラッジ模擬試験結果

補足 1-12

表 11-1

表 11-2

スラッジ模擬 試験のスラッジ流動状況

ス ラッジ模 擬 試験 のスラッジ流動状 況（水平ス リットを真上から見た 状態）

補足 1-13

導入 管カ バー 影 響 試験
落下物に対 する導 入 管 保護，導入 管への異物 混入防止として設置する導入管カ バ
ーの圧損へ の影響を 確 認するため，導入管 カバーを設置 した試験を実施した。
試験用の導 入管カ バ ー は，流動状 況を確認可 能なようにスリットと同じアクリ ル
製（図 11-4 参 照） とし ，図 11-5 に示す位 置に設置した。

図 11-4

試験用導入管 カバー

導入管カバー

1000

11.4

導入管
(アクリル製80A)

区間①

区間②
80A配管

スリット
（アクリル製）

区間②出口

区間①出口

図 11-5

導入管カバー設置入位置

補足 1-14

導入管カバ ーを設 置 し た場合及び 設置しない 場合の試験結果を図 11-6 に示す 。
図 11-6 に示 すよう に 導 入管カバーの有無で排出時間の相違はなく， 圧損への 影
響がないこ とを確認 し た。

2400

排水開始

2200

カバー無
カバー有

水位2m

2000

水位(mm)

1800
1600
1400
1200

水位1m

1000
800
600
0

60

120

180

240

300

経過時間(sec)

図 11-612.

導入管カバー試験の結果

まとめ
採用実績， 圧損評価 実 績のないスリット部 の流動状況， 圧損係数を把握し，実 機排水評価のた め ，スリ ッ トモックアップ試験 を実施した。
試験の結果 ，ボトム ド レンＬＯＣＡ時にお いて，ペデス タル内が満水（人通口 開口部下端まで ） になっ た 際，ＲＰＶ破損まで の間（約 2.7 時間）に床ドレン流路 からの排水により ペ デスタ ル 水位 1 m までの排水 が可能なことを確認した。
事故が発生 し炉心が 損 傷した場合，格納容 器下部注水配 管から水位 1 m を超過 する（1.05 m） ま で注水 を 実施し，その後排水 することにより，ＲＰＶ破損時に確実に水
位 1m を確保 する 運 用と している。その際に 5 cm 分の排水 に要する 時間を約 5 分 としていたが， 試 験結果 を 踏まえ約 6 分と設定 した。当運用に要する時間は約 30 分 （注水開始操作 に 要する 時 間約 17 分，水位 10 cm 分の注水に要する時間 約 3 分，注 水停止操作に要 す る時間 約 4 分及び 5 cm 分の排水に要する時間約 6 分） と想定され ，炉心損傷後の ペ デスタ ル 注水開始からＲＰＶ 破損までの約 1.8 時間（事象進展の 早い大破断ＬＯＣ Ａ 時の例 ） の間に余裕をもって 実施可能であることを確認した。
また，スラ ッジ及び 導 入管カバーによる圧 損への影響を 確認する試験を実施し ，ス
ラッジ及び 導 入管カ バ ーは圧損への影響が ないことを確認した。

補足 1-15

補足 3
目地材がコ リウムシールドに与え る影響につ いて

1.

概要
コリウムシ ール ドは ブ ロッ ク状の 部材（耐熱 煉瓦）を敷き詰める構造となって お り，
図 1-1 に示 すとお り， 耐熱 煉瓦間 の隙間を埋める目的として目地材が使用される。 目地
材は耐熱煉 瓦と同 じ 材 料で あるジ ルコニア（ＺｒＯ ２ ）にバインダ（水分含む。）を含 み
流動性を持 たせた も の であ る。本 書では，目地材がコリウムシールドに与える影響 として，目地材 の高温 時 の 水分 蒸発に よるライナへの影響について確認する。

ライナ

耐熱煉瓦

コリウムシ ー ルド

A
：目地材
A 部詳細
原子炉圧力 容 器
ペデスタル

図 1-1

2.

コリウムシ ールド及び目 地材概要図

重大事 故等時に 想 定される目地材の水 分蒸発によるライナへの影響
事故後のペ デス タル 雰 囲気 の温度 上昇に伴う コリウムシールド部の温度上昇に よ り，
目地材に含 まれる 水 分 が蒸 発し， ライナに内包された空間はコリウムシールド部温 度での飽和蒸気 圧とな る こ とが 想定さ れる。ただし，コリウムシールド部温度は，熱容 量が大きく，ペ デスタ ル 雰 囲気 の温度 上昇に直ちに追従して上昇するわけではないため ，目
地材の水分 蒸発に よ る ライ ナ背面 に作用する圧力（背圧）は，同じく飽和蒸気環境 下にあるペデス タル雰 囲 気 圧力 に比べ 小さくなる。よって，ライナが面外に変形するよ うな
圧力は生じ ないこ と か ら， 目地材 の水分蒸発に伴うライナへの影響はない。（ 図 2-1 参照）

補足 3-1

T 1 : ペ デ ス タ ル 雰 囲 気 温度

T1

T 2 : コ リ ウ ム シ ー ル ド 部温 度
P1

T 1 >T 2
P 1 : ペ デ ス タ ル 雰 囲 気 圧力P2

P 2 : コ リ ウ ム シ ー ル ド 部圧 力

T2

P 1 >P 2

図 2-1

ラ イナ背圧 とペデスタル雰囲気圧力の関係

なお，溶融 炉心 ・コ ン クリ ート相 互作用（Ｍ ＣＣＩ）シナリオにおいては，デ ブ リがコリウムシ ールド に 落 下す る時間 （事故後約 3.3 時間）において，ペデスタル雰囲 気温
度は約 180 ℃，ペ デス タル中 間スラブ部のコ ンクリート 表面温度 は約 60 ℃であり ，上
述の図 2-1 の関係 が 成 り立 ってい ることを確認している。
また，目地 材が コリ ウ ムシ ールド に与える影 響については，上述の通り，デブ リ がコ
リウムシー ルドに 落 下 する 時点で は，ライナ背面の背圧はペデスタル雰囲気圧力よ りも小さい。こ のため ， そ の時 点でラ イナは健全であるため，背圧はライナ背面でコリ ウム
シールドに 圧力と し て 作用 するの みであり，コリウムシールドを破損，移動させる ようなことはな い。
なお，RPV 破損 及び デ ブリ 落下後 においては ，ライナに貯水機能を期待してい な いた
めライナへ の目地 材 の 影響 を考慮 する必要がなく，ライナ破損後に目地材が直接水 と接触する環境 におい て は ，水 分が蒸 発して上方に逃げるためコリウムシールドの健全 性に影響を与え ること は な いと 考える 。

補足 3-2

補足14
コリウムシ ールドに使用する耐熱材の管理 について

1.

はじめ に
本資料は，コ リウム シ ールド向けのジルコニア（ZrO 2 ）耐熱材を 導入するにあた っ て，
ZrO 2 含有 量 の影響 につ いて検 討したものである。

2.

ZrO2耐 熱材の侵 食 挙動に関する知見（ 試験の概要）
耐熱材の侵 食 挙動に 関 して，国内外で実施 された主な試験概要を以下に示す。

(1)静的デブ リ冷却 シス テムの開発Ph-1
国内におい ては， 国 プ ロ/電共研試験（以 下「国プロ試験」と言う。 ）で，耐熱 材の化学侵食や 熱的侵食 に 対する試験（共晶試 験，化学侵食試験，高温物性測定試験）等を実施し， 侵食評価 モ デルを検討した。ま た，侵食評価モデルの検証のため，模擬デブリと耐熱 材の相互 作 用試験を実施した。
耐熱材候補 として は ，ZrO 2 ，酸 化マグネ シウム（MgO），酸化アルミニウム（Al 2 O 3 ）を対象とし ，模擬溶 融 炉心を用いて，耐熱 材の侵食挙動を調べた。
国プロ試験 では， 溶 融 金属 ジルコ ニウム（Zr）への浸漬試験，模擬溶融炉心と の相互作用試験 等が実施 さ れ，溶融炉心に対す る耐性の観点で，ZrO 2 を主成分とし た耐熱材が最も優れ ていると 判 断された。
また，2100 ℃の金 属Zr100 ％の条件で，ZrO 2 耐熱材試験片を浸漬し ても当初の 形状を保つ結果 が得られ て おり，この結果に基 づき，ZrO 2 耐熱材の 侵食 開始温度（融 点）を
保守側に2100 ℃ と 設定 している。
なお，国プ ロ試験 で 用 いら れたZrO 2 耐熱 材のZrO 2 純度 のサンプ ル分析では約93 ％ 程度となって いる。

(2)CIT実験
欧州におい ても， 模 擬 溶融 炉心とZrO 2 耐 熱材の侵食挙動に関し，CIT実験が実施 されている。CIT実験 で は， 模擬溶融炉 心とZrO 2 耐熱材を最長10時間程 度接触させ，模擬 溶
融炉心の表 面温度と 侵 食深さの推移が測定 された。CIT-9実験（他の 試験条件に 比べ，実機BWRの溶 融炉 心 組成 に近いが， 酸化鉄の成分がBWR条件 よりも多く，ZrO 2 耐熱 材の侵食にとって は厳しい 条 件）では，ZrO 2 耐熱材の最終的な侵食深さが22.5 mm，最大の侵食速度は0.18 mm/minと 報告されて いる。
なお，CIT実 験で用 いら れたZrO 2 耐熱材の ZrO 2 純度は94.7 ％となっている。

補足 14-1

3.

ZrO 2 含有量 の影響 度合い(1) ZrO 2 含有量と 侵食 量について
国 プ ロ 試 験 で 使 用 し た ZrO 2 耐 熱 材 は ， 製 造 上 に お け る ZrO 2 含 有 量 の 管 理 値 と し て
90 ％以上（ 国プ ロ 試験 でのサンプル分析では約93 %）としている。
国プ ロ試 験で は ，実 機BWRの 溶融炉心の 組成に比べ て，ZrO 2 耐熱材に 対する還 元 性の観点で非常 に 保守側 の 条件である金属Zr100 ％の溶融金属に浸漬した結果，2100 ℃で
ZrO 2 耐熱 材の健全 性が 確認 されている。
現 在 の 設 置 許 可 （ 有 効 性 評 価） に お い て は ， 国 プ ロ試 験 で 健 全性 が 確 認 され て い る2100 ℃ を侵食開 始温度 と 設定し評 価を行っ ており，保守的条件でもZrO 2 耐熱材 の侵 食
量は0 mmで あ ること が 確認されている。
な お ， ZrO 2 の 融 点 は 約 2700 ℃であり ，ドライ 条件で 2450 ℃以上 の 溶融 デブ リ による侵食試験 で も侵食 し ないことを確認して いることから，侵 食開始温度2100 ℃は 保守的な設定と な ってい る 。
上記より，東 海第二発 電所のコリ ウムシール ドに用いるZrO 2 耐熱材については，国プ
ロ試験の結 果 に基づ き 保守的に侵食開始温 度が設定されていること，侵食量（0 mm）に対して設計 厚 さ（150 mm）は十分であることから，国プロ試験で使用したZrO 2 耐熱材を採用する計 画 である 。
ZrO 2 含有 量の管理 値に つ いては製造能力の 関係から90 ％とする計画としてい る。メーカの製造 実 績では 約93〜94 ％であり，管理値としては侵食量について問題無 いと考えるが，実 機 に採用 す るZrO 2 耐熱材 は事業者として約93 ％であることを確認す る 。
仮にZrO 2 含有量が 93 ％ を下回り90 %に近い場合であっても，試験及び設計厚さ に関する設備の 保 守性に 十 分余裕があるため侵 食量について問題ないと考える。

(2) ZrO 2 含有量と 圧縮 強さについ て
ZrO 2 含有 量が低下 した 場 合，圧縮強さの低下が考えられるが，コリウムシール ドに作用す る の は 水 頭 圧 及 び 落 下 した デブ リの 荷重 程度 であ る た め， 圧 縮 強度 が 低 下 し た としてもコリ ウ ムシー ル ドの機能への影響は ないと考える。（表1参照 ）表1

ZrO2 耐火材の諸特性の調査 結果 抜粋

補足 14-2

(3) ZrO 2 含有量が 低下 した場合の 他の成分の影響
Zrの 含 有 量 が 低 い 場 合 に ，Zr以 外 の 成 分 の う ち 含 有量 が 高 く なる 可 能 性 があ る 成 分としては，添 加剤 であ るCaが考えられる。CaについてはZrO 2 の 相変態による体積 変化を起こし難く す るため に 安定化元素として添 加しているものであり，ZrO 2 耐熱材の 性 質に悪影響を与 え るよう な 成分ではない。その他 の不純物については，ZrO 2 の原料粉 に含 まれて い る も の で あ り ， こ れ らに つい ては 含有 量を 抑え る よ うに 管 理 して い る こ と か ら
ZrO 2 耐 熱材の 機能に影 響は与えることはない。

補足 14-3

補足 15
コリウムシールド厚さの設定に係る条件についてペデスタルにおけるコンクリート侵食抑制及びコンクリートへの熱影響を抑制する観点からは，コリ
ウムシールドは可能な限り厚さを確保することが望ましい。ただし，コリウムシールドの設置高さには上限があるため，厚さを増加させるとコリウムシールド内に保有可能なデブリ量が減少する。したがって，ある程度の保守性を見込んだデブリ体積を全量保有できる上限の厚さとして，0.15 m を設定している。
この際，デブリ堆積高さ Hdebri は，式（1）及び式（2）で算定している。
Hdebri＝(Vm×(1−Φent)＋Vs＋Vm×Φent÷(1−P))÷Sfz

（1）

Sfz＝(LPD／2−DCS)2×π（2）

Vm：溶融物体積 36（m3）Vs：ペデスタル内構造物体積 4（m3）（別紙 1 参照）
Φent：粒子化割合 0.173（別紙 2 参照）
P：ポロシティ 0.5（別紙 3 参照）
Sfz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積（m3）LPD:ペデスタル床直径 6.172（m）
DCS：コリウムシールド厚さ（m）

堆積高さの計算においては，ベースとなる条件（別紙 4 参照）に対して不確かさを有すると考えられる項目として，以下のものが考えられる。
・連続層に対する不確かさ−デブリとして考慮するペデスタル内構造物体積・粒子化層に対する不確かさ−デブリの粒子化割合（エントレインメント係数）−ポロシティ
そこで，コリウムシールド厚さを算定するに当たっては，連続層に対する不確かさとしてペデスタル
内構造物体積を，粒子化層に対する不確かさとしては堆積高さへの影響が大きいポロシティを，それぞれ考慮している。

補足 15-1

別紙 1
デブリとして考慮するペデスタル内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，表 1 及び表 2 に示すペデスタル内構造物の総体積を保守的に 4 m3として考慮した。

表 1 デブリとして考慮したペデスタル内構造物（既設）構造物

体積（m3）

ターンテーブル（溶融炉心の落下部及びその周囲のみが溶融しデブリに加わると考えられるため，評価においては一辺1 mの正方形の範囲が溶融すると想定）

約

制御棒駆動機構
ハウジング（9本）＊

約

制御棒駆動機構（9本）＊

約

制御棒駆動機構ハウジングサ
ポート（ターンテーブルと同様に，一辺1 mの正方形の範囲が溶融すると想定）

約

その他（ケーブル，サポート，配管等
の構造物）

約

合計

約

外観図

−

注記 ＊：ＭＡＡＰ解析における原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）の最大の破損口径を包絡する本数を設定。ただし，制御棒駆動機構ハウジングは，ペデスタル内でサポート
により支持することで逸出を防止する設計となっている。

補足 15-2

表 2 デブリとして考慮したペデスタル内構造物（新設）
体積（m3）

構造物
格納容器下部水位計

約

格納容器下部水温計

約

格納容器下部雰囲気温度計

約

機器ドレンサンプ（配管等含む）

約

床ドレンサンプ配管等

約

コリウムシールド支持構造物（ライナ含む）

約

合計

約

注記 ＊：表 1 に記載の既設分との合計値は約m3 であるが，新設分の設計の進捗による物量増加等を考慮し，本評価上は合計 4 m3 とする。

補足 15-3

別紙 2
粒子化割合の算出

粒子化割合は以下のＲｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式により求めた。

ddj2 ,0 ddj2
ent

ddj2 ,0
1/ 2

d dj

d dj ,0 2 E0w

H pool

dj

ここで，

Fent

：粒子化割合E0：エントレインメント係数

Hpool：プール水深（m）
ddj：プール底部におけるデブリジェット径（m）

ddj,0：気相部落下を考慮した水面におけるデブリジェット径＊（m）

ρdj：デブリジェット密度（kg/m3）

ρw：水密度（kg/m3）

注記 ＊：解析コードＭＡＡＰによる破損口径の拡大（アブレーション）を考慮

補足 15-4

評価条件は以下のとおり。
・プール水深：1 m（ペデスタル水位）
・デブリジェット密度：kg/m3（ＭＡＡＰ計算結果＊1）

・初期デブリジェット径：0.15 m（制御棒駆動機構案内管径）
注記 ＊1：粒子化割合を大きく見積もる観点から，デブリ密度が小さい過渡事象シーケンスの値を使用以上により評価した結果，粒子化割合は以下のとおり。
・エントレインメント係数の場合：約 17.3 ％（ＭＡＡＰ推奨範囲の最確値＊2）・エントレインメント係数の場合：約 22.7 ％（ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値＊2）

注記 ＊2：ＭＡＡＰコードにおけるエントレインメント係数は，ＦＡＲＯ実験のベンチマーク解析の不確かさの範囲から，となるからである。また，不確かさの範囲のうち，およそ中間を推奨範囲の最確値としており，ＡＬＰＨＡ−ＭＪＢ実験の検証解析において，最確値を用いることで実験結果とよく一致する結果が得られている。

補足 15-5

別紙 3
ポロシティの設定について

ポロシティは，ドライアウト熱流束に係る実験[1]，粒子状デブリの冷却挙動に係る実験[2]及びＰＵＬ
ｉＭＳ実験を踏まえ，平均的な値として 0.35 を最確条件に設定している。
粒子状デブリの冷却挙動に係る実験では，ＰＲＥＭＩＸ実験[3]で得られた粒子状デブリに誘導加熱用の鋼球を加えた，表 1 に示すデブリ組成での実験を実施しており，ポロシティとして 0.38 を測定している。ドライアウト熱流束に係る実験では，表 2 に示すとおり，スチールで模擬された粒子状デブリ組成を考慮した実験を実施しており，ポロシティは 0.327 から 0.368 に設定している。また，ＰＵＬｉＭ
Ｓ実験の知見よりポロシティは 0.29 から 0.37 が得られている。これらの実験より，0.3 から 0.4 程度のポロシティが観測されていることから，平均的なポロシティの値として 0.35 を最確条件として設定する。
これに対して，本評価においては，立方格子の堆積形状（図 1）を踏まえたポロシティの範囲として，
0.26（面心立方格子）から 0.48（単純立方格子）を包絡する値として 0.5 を想定する。

表 1 デブリ組成
Particles
6 mm steel spheres
3 mm steel spheres
5-10 mm Al２O３
2-5 mm Al２O３

Wt.(g)
11371.66442.55410.92775.0Wt.(%)
43.74
24.78
20.81
10.67

Total

26000.0

100.00

Bed weight
Bed volume
Avg.bed density
Bed porosity(measured)26.000 kg
8.47×10−3 m33069 kg/m3
0.38

補足 15-6

表 2 試験における粒子組成
A
B
C
D
E
F

1 mm
66.7（%）
33.3
11.1
50
25
10

注記 ＊：

S

2 mm
33.3（%）
66.7
88.9
−
−
−

単純立方格子：0.48

（mm）＊
1.2
1.5
1.8
1.5
2.0
2.5

3 mm
−
−
−
50
75
90

体心立方格子：0.32

e
0.364
0.360
0.368
0.337
0.327
0.357

面心立方格子:0.26

図 1 立方格子とポロシティ[1] Miyazaki,K.et al.,Dryout heat flux for core debris bed. (II) Effects of particle size

mixing and coolant flow , Journal of NUCLEAR SCIENCE and TECHNOLOGY, 23[9], pp. 769-778,(September 1986).
[2] P.P.Kulkarni,M.Rashid,R.Kulenovic,A.K.Nayak,

Experimental investigation of coolability

behaviour of irregularly shaped particulate debris bed , Nuclear Engineering and Design
240, pp.3067-3077, (October 2010).
[3] A.Kaiser,W.Schutz,H.Will,PREMIX Experiments PM12-PM18 to Investigate the Mixing of a Hot

Melt with Water , Forschungszentrum Karlsruhe GmbH, Karlsruhe, (2001).

補足 15-7

別紙 4
デブリ堆積高さの評価条件の設定について

1. 原子炉圧力容器の破損箇所の想定
ＭＡＡＰコードによる有効性評価解析では，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）破損時の原子炉格納容器への負荷を厳しくする観点から，ＲＰＶの破損形態として制御棒駆動機構（以下「ＣＲＤ」という。）ハウジングの逸出を想定している。しかし，図 1-1 及び図 1-2 に示すとおり，ＣＲ
Ｄハウジングは，ペデスタル内に設置されたＣＲＤハウジングサポートにより支持することで，逸出を防止する設計となっている。このため，現実的なＲＰＶ破損時の初期のデブリ流出箇所としては，
ＣＲＤハウジングや核計装管とスタブチューブ上部との溶接部が溶融することで生じる間隙が考えられる（図 1-3）。その後，アブレーションにより口径が徐々に拡がるとともに，ＣＲＤハウジング
サポートが溶融した場合にはＣＲＤハウジングの逸出が生じる状況になると考えられる。
また，ＣＲＤハウジングや核計装管の溶接部は複数存在することから，デブリが滞留した下部プレ
ナムの状況によっては，複数箇所からデブリが流出する可能性がある。ただし，ＲＰＶ下部の形状及びデブリ流出に伴う下部プレナム内のデブリ深さの減少を踏まえると，ＣＲＤから流出するデブリ量は中心から外側になるにつれ少なくなることから，外側のＣＲＤ及びその下部のＣＲＤハウジングサ
ポートが溶融する可能性は小さくなると考えられる。

補足 15-8

上部サポートビーム

ハンガーロッド

グリッドプレート

サポートブロック

図 1-1 東海第二発電所ＣＲＤハウジングサポート構造

図 1-2 ＣＲＤハウジングサポート構造俯瞰図（参考）[1]

補足 15-9

制御棒案内管ＣＲＤハウジング

溶接部

スタブチューブ

ＲＰＶ下鏡板

図 1-3 ＣＲＤ概要図

補足 15-10

2. デブリとして考慮する構造物
ＲＰＶ内外において，溶融物となりペデスタルに堆積する可能性がある構造物として，表 2-1 に示すものが考えられる。これを踏まえ，ペデスタルに堆積するデブリ体積の最確条件と，最確条件に保守性を加味したデブリ堆積高さ評価上のベースケース条件を表 2-2 に示す。
ベースケースにおけるＣＲＤ及びＣＲＤハウジングの破損本数としては，ＭＡＡＰ解析においてＲ
ＰＶ底部の破損後にアブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76 cm に含まれる本数 9 本を考慮している（図 2-1）。また，ターンテーブル及びＣＲＤハウジングサポートについては，アブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76 cm を包絡する範囲として，一辺 1 m の正方形の範囲を考慮している。
また，ＭＡＡＰコードに適用されているアブレーションモデルは，サンディア国立研究所において実施された，鋼製容器及びアルミナ混合物を用いたＨＩＰＳ実験の結果と良く一致することが確認されている（表 2-3）。
したがって，アブレーションによるＲＰＶ破損口径の拡大を考慮したＣＲＤハウジング等のデブリ体積の評価についても，保守性を有していると考えられる。
なお，ＲＰＶの破損形態として，米国における AP600／AP1000 の審査において，ヒンジ状破損（原子炉容器ベルトラインのほぼ全周にわたり裂け目が生じる大規模破損）を考慮した場合の流動の影響が議論されているが，ヒンジ状破損は他のＰＷＲと異なりＩＣＩＳ下部貫通部がない AP600／AP1000の原子炉容器に対して考慮されるものであり，下部プレナムにＣＲＤハウジング等の溶接部がある国
内ＢＷＲプラントに対して，ヒンジ状破損は支配的な原子炉容器破損モードにはならない。したがって，国内ＢＷＲプラントにおけるＲＰＶの破損形態としては，溶接部の溶融を考慮することで問題ないと考える。

補足 15-11

表 2-1 デブリとなる構造物の推測
項目

考え方

炉心位置に存在する構造物
・炉心位置に存在する構造物は，炉心損傷及び炉心溶（燃料集合体，下部炉心支持板，制融に伴い溶融すると考えられる。
御棒案内管等）ＲＰＶ内・ＣＲＤや核計装管の溶接部の溶融及び貫通までに，
ＲＰＶ内のＲＰＶ下鏡部，ＣＲＤハウジング，核計
下部プレナムに存在する構造物
装管等はある程度溶融すると考えられる。
（ＲＰＶ下鏡部，ＣＲＤハウジン
・ただし，溶融炉心が下部プレナムに移行後も，一時グ，核計装管，スタブチューブ）的にＣＲＤハウジング内に存在する冷却水の冷却効の一部
果により，ＣＲＤハウジング及びＣＲＤ全てが溶融する可能性は低いと考えられる。

ＲＰＶ外

ＲＰＶ外側の構造物（ＣＲＤハウジング，ＣＲＤハウジ
ングサポート，核計装管）の一部

・ＲＰＶからのデブリ流出時，デブリはＣＲＤハウジ
ング，ＣＲＤハウジングサポート，核計装管により冷却されること，デブリはこれらの構造物と一時的に接触後にペデスタル床面に落下することから，これらの構造物が全て溶融する可能性は低いと考えられる。

ＲＰＶからのデブリ流出箇所の直・デブリはＲＰＶ下部の構造物と一時的に接触後にペ下に存在するペデスタル内構造物
デスタル床面に落下することから，デブリ流出箇所（ケーブル，サポート，配管，新設の直下に存在するペデスタル内構造物は一部溶融す
設備等）
るものの，全て溶融する可能性は低いと考えられる。
の一部
表 2-2 デブリ堆積高さ評価上のデブリ体積の考え方
対象

最確条件

ベースケース

考え方

炉心位置に 存在
する構造物

全て考慮

同左

一部溶け残る可能性もあるが，全て溶融するものとして考慮する。

ＲＰＶ下鏡部，Ｃ
ＲＤハウジング，
ＣＲＤ，核 計装管，ＣＲＤハウジ
ングサポート

ＭＡＡＰ解析でのアブレーションによる最大口径：約0.76 m の範囲＊1 を考慮し，ＣＲＤ6 本
分＊2 設定ＭＡＡＰ解析でのアブレーションによる最大口径：約0.76 m の範囲＊1 を考慮し，これを包絡するＣＲＤ9 本分を設定

複数箇所からのデブリ流出が生じ，各流出箇所のＣＲＤハウジン
グ等の一部が溶融する可能性を考慮し，ＭＡＡＰ解析に基づきＲ
ＰＶ下部中心位置における複数の炉内外のＣＲＤハウジング完
全逸出で代表する。

ＲＰＶより下部にケーブル，サポー ターンテーブルよ存在するペデスタ
ト，配管，新設設 り下部の構造物がル内の構造物全て
備等のペデ スタ 溶融するものとしを保守的に考慮し
ル内構造物
て設定
設定

ペデスタル上部の内壁付近の構造物は，位置的にデブリと接触し難いため，最確条件では考慮せず。
ベースケースでは全ての構造物を考慮する。

注記 ＊1：図 2-1 参照＊2：一部溶融のＣＲＤ4 本を計 1 本としてカウント

補足 15-12

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 76cm

図 2-1 ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

表 2-3 ＨＩＰＳ実験結果とアブレーションモデルの評価結果[2]補足 15-13

3. デブリ堆積高さの評価条件
デブリ堆積高さの評価における，最確条件，ベースケース条件及び感度条件について，表 3-1 に示す。コリウムシールド厚さの設定においては，ベースケース条件に対して，デブリ体積及びポロシテ
ィの感度条件を重畳させた条件での堆積高さを考慮している。

表 3-1 デブリ堆積高さ評価の条件
粒子化層の堆積高さ
ケース

最確条件

ベース
ケース

感度条件

デブリ体積

粒子化割合

ポロシティ

約 2.2 m3
・ＣＲＤ6 本分の範囲
・ターンテーブルより下の17.3 ％
構造物
・エントレインメント
0.35
係数：・各種実験に基づく値
3 m3（ＭＡＡＰ推奨範囲の最確値）
・ＣＲＤ9 本分の範囲
・ペデスタル内の全ての構
造物
22.7 ％
3
・エントレインメント
0.50
4 m
・更なる保守性を考慮
係数：・更なる保守性を考慮（ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値）

参考文献[1]General Electric Systems Technology Manual Chapter 2.1 Reactor Vessel System，USNRC HRTD，
Rev 09/11.
[2]Pilch, M., and Tarbell, W. W., 1985, High Pressure Ejection of Melt from a Reactor Pressure
Vessel, The Discharge Phase. NUREG/CR-4383 (SAND85-0012), September.

補足 15-14

補足-270-3【原子炉格納施設の設計条件に関する説明書に係る補足説明資料（格納容器圧力逃がし装置について）】補足 19

格納容器ベント時の発生荷重につ いて1.

ベント 時におい て 発生する荷重の考慮 について
重大事故等 発生 時に お いて ，原子炉格納容器内にて発生す る可能性が ある動的荷 重は，
以下のもの がある 。
a.

原子炉 冷 却材喪 失 時 の動荷重（ドライ ウェル内の配管破断によるジェット 力，
プールスウ ェル荷重 及 びベント管出口での 蒸気凝縮振動荷重）b.

逃がし 安 全弁作 動 時 の荷重c.

原子炉 隔 離時冷 却 系 （常設高圧代替注 入系）タービン排気圧力の荷重d.

溶融燃 料 −冷却 材 相 互作用による荷重e.

格納容 器 ベント 時 の 荷重

フィルタ容 器内 は， 前 述の 原子炉 格納容器内 と同様に，格納容器ベント時には ， 低温のスクラビ ング水 中 に 蒸気 等が放 出されるため，蒸気凝縮等による荷重が発生し， フィ
ルタ容器及 び内部 構 造 物に 作用す る可能性がある。
格納容器圧 力逃 がし 装 置は ，ベン チュリノズ ル内で蒸気とスクラビング水が混 合 され蒸気凝縮等 による 荷 重 が低 減され ，また，ベント時には非凝縮性ガスを含む高流束 の蒸気が供給さ れ直ち に 飽 和温 度に達 することから，破損を引き起こすような蒸気凝縮 振動やチャギン グが発 生 し ない 安定な 状態で運用される設計となっている。
蒸気が水中 に放 出さ れ る際 の振動 様式につい ては，蒸気流束とプール水温で整 理 された状態線図 がある 。 こ の線 図は， 蒸気を垂直下向きにベントする試験体系で実施さ れたものである が，蒸 気 を 水平 方向に ベントする試験での振動様式の説明等に引用され ており，一般的 に，振 動 様 式は 蒸気流 束とプール水温が重要なパラメータであると考え られている。国 内 ABWR 開 発時 の水平 ベント圧力抑制確証試験で得られた蒸気凝縮とチ ャギ
ングの遷移 領域を こ の 線図 と比較 した結果，ほぼ一致することも確認しており，こ の線
図はに 蒸 気 を放 出する ベンチュリノズルに対する振動様式の指標とする ことができると 考えら れ る 。
このため， 発生 する 荷 重に ついて は，原子炉 格納容器内にて発生する可能性が あ る動
的荷重，蒸 気が水 中 に 放出 される 際の振動様式の状態線図を参考に，フィルタ容器 内の放出される 流体， ス ク ラビ ング水 温度等の状態を踏まえると，入口配管内のスクラ ビン
グ水及び非 凝縮性 ガ ス （窒 素）が ベンチュリノズルからフィルタ容器内に放出され る際（クリアリ ング過 程 ， 気泡 形成過 程）のクリアリング荷重，その後，蒸気がフィル タ容
器内のスク ラビン グ 水 に放 出され る際（蒸気放出過程）の蒸気凝縮振動による荷重 ，チ
ャギングに よる荷 重 が 考え られる 。
補足 19-1これら荷重 のう ち， チ ャギ ングに ついては， 蒸気流束が小さい領域で生じ，水 温 が高くなると荷 重が小 さ く なる ことが 知られており，ベント実施後のフィルタ容器内水 温は約kg/m 2 s と高い状態 と なる℃と低 温である が ，蒸気 流束は約こと，事象 経過と 伴 に 蒸気 流束は 減少していくが，水温は約℃（飽和温度）ま で上

昇しこの状 態が維 持 さ れる ことか ら，これらの状態においてチャギング領域外で維 持される。ベン ト末期 に は ，窒 素ガス によるパージを実施する運用としており，蒸気中 の非凝縮性ガス の割合 が 十 分に 小さい 場合に発生する現象であるチャギング ＊ は，生じない 。
また，を 用いた一連の試験後においても，ベンチュリノズル等の 損 傷は確認されて いない 。
これらより ，フィル タ 容 器及び内部構造物には，以下の荷重が作用す ると考えられ る。
a.

スクラ ビン グ水 の 放出 による クリアリン グ荷重b.

窒素噴 出時 のク リ アリ ング荷 重c.

蒸気噴 出時 の蒸 気 凝縮 による 荷重

ベント時の 事象 を第 1 表に 示す。
注記＊： 参 考文献 「 格 納容器圧力抑制系 信頼性実証試験評価委員会報告書（ 昭和58 年 11 月）」

2.

フィル タ容器に 作 用する水力学的動荷 重
フ ィ ル タ 容 器 の 設 計 に 当 た っ て ， 強 度 評 価 で は ， 最 高 使 用 圧 力 2Pd， 最 高 使 用 温 度
200 ℃の条 件にお ける 内圧 荷重に 対する必要板厚を算出し，最少板厚が必要板厚を 満足すること， 耐震評 価 で は， 内圧荷 重及び地震荷重による発生応力が許容値を満足す ることを確認し ている （ 第 2 表 ）。
評価結果は ，添付書 類「Ⅴ-3-9-2-5-1-4
7-1-2

フィルタ装置の強度計算書」及び「 Ⅴ-2-9-

フィ ルタ装 置の 耐震性についての計算書」に示す。

以下では， フィ ルタ 容 器に 作用す る荷重設定 の前提として，水力学的動荷重の 影 響について確認 し，上 記 評 価に 包含さ れていることを示す。

2.1

スクラ ビング 水噴 出によるフィルタ容器強度評価への影響
スクラビン グ 水によ る 噴 流荷重は，急速に 減衰することから，クリアリング時 の水の噴出速度 でベ ンチ ュ リノ ズルや 容器内面等 に直接作用することはなく，実際 に 作用するクリア リン グ荷 重 によ る圧力 は小さな値 となるが，この評価においては， ベ ンチュリノズル 表面 に噴 流 が直 接容器 に作用する ことを考慮する。

補足 19-2

この時， フィ ル タ容器 内 の圧力 P fv は，以下に示すように最高使用圧力によ る評価に内包され るた め，ベ ン トガス噴出によるフィルタ容器構 造強度評価 への影響は ない。
P fv ＝ P fv1 ＋ P ＝

kPa(abs) ＜ 720 kPa(abs)

ここで，
P fv1 ：フィ ルタ容器 内の 静圧
フィルタ容 器内の静圧 P fv1 は，原子 炉格納容 器の最高使用圧力 2Pd から
フィルタ容 器入口まで の配管圧損

kPa を引くことにより求めるこ とができる。
P fv1 ＝kPa(abs)

なお，実際 にはベンチュリスクラ バによる圧 損を受けるため，フィ ルタ
容器内の静 圧はこの値 よりも小さくなる。

P：クリア リン グ 荷重による圧力
ベント開始 直後のクリアリング時 の，ベンチ ュリノズルスロート部 の流速は次式で 評価できる 。

V1＝

m/s

V1：スロー ト部流速(m/s)
Pi ＝MPa(abs)（スロート入口部までの圧損で入口圧力は低 下 するが，保守的に原子炉格納容器の最高使用 圧
力の 2 倍の値とする。）

Po ＝MPa(abs)（スロート出 口部には スクラビング水の水頭 圧 が作用するが，保守的に大気圧とする。）

ρw：スクラ ビング 水密度（

kg/m 3 ）また，
A1：スロー ト部断面積 ＝m2
m2

A2：ベンチ ュリノズル出口部断面 積 ＝であるため ，ベンチュリノズル出 口部での流 速 V2 は次のようになる 。
V2 ＝

m/s

クリアリン グ時の水の噴出速度 V2 でベンチュリノズル表面に噴流 が 直接作用する と仮定した ときの荷重 F 及び平 均圧力 P は次 のようにな る。
F ＝N

圧力換算す ると，平均圧力 P は，
P ＝

kPa

補足 19-3

2.2

窒素噴 出によ るフ ィルタ容器強度評価への影響
窒素噴出時 ， 気泡の 形 成 による荷重，水面 上昇による荷重が容器内面に作用す るが，窒素ガ ス噴 出時 ， 気泡は瞬時に水面に到達すること から，気泡 の膨脹・収 縮による圧力脈動 によ る影 響 は小 さいと 考えられ， 水面上昇もわずかであることから ， 容器への影響は 軽微 であ る 。

2.3

蒸気噴 出によ るフ ィルタ容器強度評価への影響
クリアリン グ 過程， 気 泡 形成過程及び蒸気 放出過程を含む実機の運転環境を模 擬した

起動試験において，ベント中に は，ベンチュリノズル か らの

蒸気放出時 の蒸 気凝 縮 等に よる圧 力変動が生 じるが，その挙動は安定しており 不 安定
な圧力変動 は生 じな い こと ，圧力変動の周期は剛設計の基準である 0.05 秒（20Hz）に対しと 長く， 共振の恐れ がないことが確認されている。

この圧力変 動 の挙動 及 び 周期は，ベンチュ リノズル形状，ガス流速及びガス組 成に影響を受け るが ，こ の 試験 は，実 機と同じベ ンチュリノズル，運転条件を模擬 し たものであるこ とか ら， 実 機に おける 圧力変動の 挙動及び周期は，この試験結果と 同 等と考えられ， また ，実 機 のフ ィルタ 容器の固有 周期はで 剛であり圧力変 動 と共振の恐れが ない こと か ら， 圧力変 動の荷重は 静的荷重として扱うことができる 。

これらを踏 ま え，こ の 起動試験時に計測された圧力値の範囲は，程度で あ り ，疲労破損を生じさせるような変 動ではなく （添付１参 照），
また，最大 値が 作用 し た場 合にお いても前記 2.1 ベントガス噴出によるフィル タ 容器
強度評価に 包絡 され る 。
なお，フィ ル タ容器 内 に は蒸気が継続して 供給されるため，フィルタ容器内の 圧力
は大気圧以 上に 維持 さ れる と考え られるが， 保守的にフィルタ容器内が真空状 態 となり，外圧と して 0.1MPa 作用 することを想定し た場合にお いても，下表に示すよ う にフィルタ容器 の構 造健 全 性は 確保さ れることか ら，圧力変動の下限の圧力が作用 す る場
合において も構 造健 全 性は 確保さ れる。

表
作用圧力

必要板厚 ＊

最小板厚

（MPa）

（mm）

（mm）

胴板

0.1（外圧）

5.83

○

鏡板

0.1（外圧）

6.99

○

評価対象

注記

構造健 全性確認結 果
判定＊： 評 価は， 設 計 ・建設規格の PVC-3122 及び PVC-3226 に従い実施した 。

補足 19-4

3.

内部構 造物及び 配 管に作用する水力学 的動荷重
ベント実施 時に フィ ル タ容 器内の 内部構造物 に作用する主な水力学的動荷重と し ては，
入口配管内 のスク ラ ビ ング 水及び 非凝縮性ガス（窒素）がベンチュリノズルからフ ィル
タ容器内に 放出さ れ る 際（ クリア リング過程，気泡形成過程）のクリアリング荷重 ，その後，蒸気 がフィ ル タ 容器 内のス クラビング水に放出される際（蒸気放出過程）の 蒸気
凝縮振動が 考えら れ る 。
クリアリン グ過 程， 気 泡形 成過程 ，蒸気放出 過程でフィルタ容器内の内部構造 物 に加わる荷重は 第 3 表 の通 りで あり， 内部構造物の強度評価に用いるベント時のベンチ ュリ
ノズルに対 して上 向 き に作 用する 水力学的動荷重としては，最も荷重が大きい「ク リア
リング時の 噴流荷 重 」 を考 慮する ものとする。
内部構造物 の評 価結 果 は，補足 20「フィルタ容器の内部構造物強 度計算につい て」に示す。

なお，容器 の内 部配 管 は， クリア リング過程 及び気泡形成過程においては，通 過 する
内部流体が 待機時 の ス クラ ビング 水及び窒素であることから，配管の温度上昇に寄 与せ
ず熱応力に よる影 響 は ない 。また ，蒸気放出過程においては，高温の蒸気が配管内 を通過し，一時 的に内 部 配 管の 温度上 昇による熱応力が発生するが，この熱応力が発生 する回数（ベン ト回数 ） は 非常 に少な く，疲労破壊に顕著な影響を与えることはない。
ベント実施 時に は， 蒸 気と 配管と の温度差に より蒸気凝縮が発生し，配管内で は 凝縮
水と蒸気と が存在 す る こと となる 。このため，配管内において水撃の発生が懸念さ れるが，フィル タベン ト 配 管は ，保温 材を設置しており大量の凝縮水の発生はなく，ま た，
連続した勾 配を設 け ， 凝縮 水が停 留しない設計としていることから，凝縮水による 配管の閉塞は発 生せず ，水撃 が発生しても荷重としては小さく，配管が損傷することは な い。

補足 19-5

第 1 表 ベント時の事象
ベント時事象

事象の内容①クリアリング

ベントが開始されると，格納容器から過程

容器内への流入流体

容器内圧力

容器内温度

スクラビング水約kPa(abs)

約

℃

窒素

約

kPa(abs)

約℃℃（飽和温度）までのベントガスにより，内部配管内のスクラビング水が容器内に放出される。

②気泡形成過程

入口配管内にパージされていた窒素ガ
スが容器内に放出される。

③蒸気放出過程

ベントガスが容器内に放出される。
(蒸気凝縮→バブリング)

→ 昇圧
蒸気

kPa(abs)

約2→原子炉格納容器圧力上昇

気流束で流入)低減に伴い，容器内(約

約kg/sm の蒸補足 19-6

圧力も低減→容器内圧力低減に伴い，その圧力における飽和温度を維持しながら温度は低下。

ベント末期は，蒸気に加えて，窒素ガ

蒸気＋窒素

約

kPa(abs)

温度は徐々に低下

スによるパージを実施する。

第 1 図 蒸気放出過程での蒸気凝縮状態

第 2 図 クリアリング時にベンチュリノズルに作用する荷重

第 2 表 フィルタベント装置の設計
部位
フィルタ容器設計に用いた荷重

評価方法

内圧荷重

「発電用原子力設備規格 設計建設規格（2005 年版（最高使用圧力）（2007 年追補版含む））ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ1−2005／
2007」に基づき，荷重に対する必要板厚を算出し，最小板厚が必要板厚を満足することを確認する。

内圧荷重，地震荷重

内圧荷重及び地震荷重による一次応力及び一次＋二次応力を算出し，原子力発電所耐震設計技術指針で定める許容値を満足することを確認する。

補足 19-7

第 3 表 ベント時に考慮が必要な荷重
ベント時の推移①クリアリング過程

フィルタ容器の内部構造物にフィルタ容器に

加わる荷重

加わる荷重

1)スクラビング水噴出時の反力がベン 1)スクラビング水噴出による荷重が容
チュリノズル上向きに作用するが，こ器内面に作用するが，スクラビング水の荷重を考慮した評価により内部構噴出による荷重が直接容器に作用す

造物の発生応力は許容値を満足する

ると仮定しても，最高使用圧力によることを確認している。

強度評価に内包されることから，容器

2)直接噴流が作用する内部構造物はな

への影響は軽微である。

い。
②気泡形成過程

1)窒素噴出時の反力がベンチュリノズ 1)窒素噴出時，気泡の形成による荷重，
ル上向きに作用するが，密度差＊によ

水面上昇による荷重が容器内面に作りクリアリング時よりも荷重は小さ用するが，窒素ガス噴出時，気泡は瞬い。

時に水面に到達することから，気泡の2)窒素噴出時，気泡の形成による荷重，

膨脹・収縮による圧力脈動による影響

水面上昇による荷重が内部構造物には小さいと考えられ，水面上昇もわず作用するが，窒素ガス噴出時，気泡はかであることから，容器への影響は軽瞬時に水面に到達することから，気泡微である。

の膨脹・収縮による圧力脈動による影響は小さいと考えられ，水面上昇もわずかであることから，内部構造物への影響は軽微である。
③蒸気放出過程

1)蒸気噴出時の反力がベンチュリノズ 1)圧力変動による荷重が容器内面に作ル上向きに作用するが，密度差＊によ用するが，圧力変動による荷重は，前りクリアリング時よりも荷重は小さ

記①の荷重よりも小さく，最高使用圧

い。

力による強度評価に内包されること

2)ベント中は安定した蒸気凝縮及びバブリングが維持されるため，内部構造物への影響は軽微である。
注記 ＊：スクラビング水密度ρｗ ＝
窒素密度ρN2 ＝kg/m3

蒸気密度ρｖ ＝

kg/m3

kg/m3

補足 19-8から，容器への影響は軽微である。

添付１

フィルタ容器の蒸気凝縮振動による疲労評価

1. 圧力変動による胴板の周方向応力の変動（Δσｔ）（機械工学便覧）
フィルタ容器胴板＊1 の周方向応力の変動は，次式で計算される。
σ＝
ｔ

Ｐ Ｄ
2 ｔ

ここで，
Ｐ

：内圧

Ｄ

：容器内径＝ｔ：容器板厚＝mmmm

これより，圧力変動ｄＰ＝kPa＝MPa(0-P)が作用したときの周方向応力の変動範囲（片振幅）Δσt は次のようになる。
ｄＰ Ｄ
＝
Δσ＝
ｔ
2 ｔ

2

＝2.3 MPa (0-P) → 3 MPa(0-P)

設計・建設規格 添付 4-2 3.2 項に従い，縦弾性係数により 200℃における周方向応力の変動範囲（片振幅）を補正すると下記のようになる。
3×（1.95×105／1.83×105）＝3.2 → 4 MPa(0-P)＊1：半だ円の鏡板に発生する応力は，胴板と同等以下になるため，胴板で代表して評価した。

2. 疲労限設計・建設規格（2005 年度版）の表添付 4-2-2 及び図添付 4-2-2(1)のオーステナイト系ステンレス
鋼及び高ニッケル合金の設計疲労線図を適用する。

図. 設計疲労線図（オーステナイト系ステンレス鋼および高ニッケル合金）
補足 19-9適用する曲線については，設計・建設規格の図添付 4-2-2(2)のフロー図に従い，「評価対象部に溶接継ぎ手を含む」「(PL＋Pb＋Q)の範囲は 188MPa 以下となる＊2」の条件から，設計疲労線図の「曲線 B」となる。
＊2：フィルタ容器に最高使用圧力（0.62MPa[gage]）が作用したときに胴体に発生する周方向応力σt は次のようになる。
σt＝0.62×／2× ＝47.5 →48 MPa

曲線 B の 1×1011 回における繰り返しピーク応力強さは，表添付 4-2-2 より 114MPa となることから，疲労限は 114MPa となる。

3. 評価結果
圧力変動作用したときフィルタ容器胴板の周方向応力の変動範囲（4 MPa(0-P)）は，疲労限（114MPa）
を越えることはないため，蒸気凝縮に伴う圧力変動によりフィルタ容器の疲労損傷が生じることはない。

補足 19-10

補足 20フィルタ容器の内部構造物強度計 算につい て1.

概要
本計算書は ，フ ィ ルタ 容器 の内部 構造物が十 分な構造強度を有 していることを 説 明するものであ る。

2.

評価条 件

2.1

構造 計画
フィルタ容 器 内部の 構 造 計画を表2-1に示す。

2.2

適用 基準
適用基準を 以 下に示 す 。

(1)

発電 用原子 力 規格 （設計・建設規格含む））（日 本 機会学 会

(2)

ＪＳＭＥ

Ｓ

ＮＣ１−2005（2007追 補版

2007年9月）（以下 ，「設計・建設規格」とい う。）

機械 工学便 覧 基 礎編（日本機会学会

2005年）

補足 20-1

表 2-1 フィルタ容器内部の構造計画
計画の概要
支持構造

概略構造図
主体構造

内部配管は，フィルタ 内部配管部は，内部配管，容器底部に溶接した内 分 岐 管 ，ベ ンチ ュリ ノズ
部配管サポートにより ルから構成される。
支持される。

ベ ン チ ュリ ノズ ルは 取付

分岐管は，フィルタ容 け ボ ル トで 分岐 管に 固定器底部に溶接した分岐 される。
管サポートにより支持するされる。
補足 20-2金属フィルタは，フ

金 属 フ ィ ルタ部は， 金属

ィルタ容器胴部に溶フ ィ ル タ と金属フィ ルタ

接した金属フィルタ

サポートから構成されサポート(金属フィる。

ルタ室底板)により支持される 。
銀ゼオライトフィル

銀 ゼ オ ラ イト部は， 銀ゼ

タ室はフィルタ容器

オ ラ イ ト 室から構成 され胴板に溶接で固定さ

る。

れている。

金 属 フ ィ ル タ 部 と 銀ゼオ
ライトフィルタ室は伸縮管で連結されている。

2.3
(1)

応力 評価部位
フィ ルタ容 器 内の 流路（バウンダリ）
フィルタ容 器に送 気さ れたベントガスは ，内部配管，分岐管，ベンチュリノ ズ ル
を経てスク ラ ビング 水 中 に放出される。
その後，ベ ントガ スは ，容器内面に沿っ てフィルタ容器頂部に流れ，金属フ ィ ル
タ上面の開 口 部か ら金 属 フィルタに達し，金属フィルタ室，伸縮管，銀ゼオラ イト
フィルタ室 を 経てフ ィ ル タ容器外に排気さ れる。
フィルタ容 器内の流 路 （バウンダリ）を図 2-1に示す。

図2-1

ベ ントフィルタ容器の流路（バウンダリ図）

補足 20-3

(2)応力 評価部 位
応力評価を 行う箇 所 を 図2-2に示す。
① 内部配 管

(P-1)

② 分岐管

(P-2)

③ ベンチ ュリノ ズ ル(P-3)④ 金属フ ィルタ(P-4)

⑤ 金属フ ィルタ 室

(P-5)

⑥ 伸縮管

(P-6)

⑦ 銀ゼオ ライト フ ィルタ室

(P-7)

図2-2

ベ ントフィルタ容器

内部構造物応力評価部位

補足 20-4

2.4

各部 の形状お よび 構造
応力評価部 の 主要寸 法 を 図2-3に，応力評価部の詳細を表2-3に示す。

2.5

物性 値
材料は表2-2に従っ て分 類する。
表2-2
部位

材料の分類
材

料

備

内部構造 物

内部構造物

内部配管

内部配管

考

ベンチュ リ ノズル
ベンチュ リ ノズル取 付 けボルト

2.6
(1)

許容 応力
フィ ルタ容 器 の内 部配管については設計条件，内部構造物につ いては供用 状態Ａ
およびＢで 評 価する 。

(2)

使用 材料の 許 容応 力を表2-4に示す。 また各評価に対 する許容 応力を表2-5に示す。

補足 20-5

補足 20-6
図 2-3 応力評価部の主要寸法

表 2-3 応力評価部位の詳細（1/2）
応力評価部
内部配管

評価部位
内部配管

評価方法
内部配管について，自重，内圧，水力学的動荷重が作用した場合の発生応力値を算出
し，許容応力値以下であることを確認する。

内部配管サポート

内部配管を支持する内部配管サポートについて，自重，水力学的動荷重が作用した場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

分岐管

分岐管

分岐管について，自重，内圧，水力学的動荷重が作用した場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

ＶＮ取付け部

ＶＮフランジ部と分岐管を接続するＶＮ取付け部について，自重，内圧，水力学的動荷重が作用した場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

分岐管サポート

分岐管を支持する分岐管サポートについて，自重，水力学的動荷重が作用した場合の発補足 20-7

生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。
ベンチュリノズル

ＶＮカバープレート

クリアリング時にスクラビング水が直接作用するカバープレートについて，クリアリン
グ荷重が作用した場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

ＶＮ取付けボルトベンチュリノズルの取付けボルトについて，クリアリング荷重が作用した場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

金属フィルタ金属フィルタ溶接部

金属フィルタ本体の自重を支持する金属フィルタ取付け溶接部について，金属フィルタの自重が作用する場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

金属フィルタサポートビ

金属フィルタ(メインフィルタ)を背面から支持する金属フィルタサポートビームについームて，フィルタ差圧及び自重が作用する場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

表 2-3 応力評価部位の詳細（2/2）
応力評価部
金属フィルタ室

評価部位
金属フィルタ室底板

評価方法
金属フィルタを支持する金属フィルタ室のうち，自重が作用する底板について，金属フィルタ及び金属フィルタ室の自重，金属フィルタの差圧が作用する場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下であることを確認する。

伸縮管

伸縮管

オリフィス取り外しを容易に実施できるよう設置している伸縮管について，フィルタベ
ント使用時に作用する差圧により発生する応力に対する許容繰返し回数を算出し，実際の繰り返し回数以上であることを確認する。

銀ゼオライトフィル

銀ゼオライトフィルタ室

銀ゼオライト室のうち，自重が作用する底板について，銀ゼオライト室及び銀ゼオライ

タ室

底板

トの自重，銀ゼオライトの差圧が作用する場合の発生応力値を算出し，許容応力値以下
であることを確認する。

補足 20-8

注：ＶＮはベンチュリノズルを示す。

表 2-4 使用材料の許容応力
温度条件

Sh

Sy

Su

Sy(RT)

（℃）

(MPa)

(MPa)

(MPa)

(MPa)

管

最高使用温度 200

107

―

―

―

内部構造物

最高使用温度 200

―

120

407

175

ベンチュリノズル

最高使用温度 200

―

143

412

205

最高使用温度 200

―

144

402

205

評価部材
配

材料

ベンチュリノズル
取付けボルト
補足 20-9

表 2-5 許容応力
許容限界(MPa)（内部構造物）

許容限界(MPa)
供用状態

（配管）

金属フィルタベンチュリノズル

取付け溶接部
一次応力

ベンチュリノズル

左記以外の内部構造

取付けボルト

物

一次応力

一次応力

一次応力

一次応力

（せん断応力）（組合せ応力）（引張応力）（組合せ応力）

設計条件

160

―

―

―

―

供用状態ＡおよびＢ

―

62

128

97

108

3.

荷重 条件
ベントフィ ルタ の 内部 構造 物の評 価において は，自重，ベント 時内圧に加えて ， ベント時の水力 学的荷 重 が 作用 する。
本評価では ，最 も厳 し くな る起動 直後のクリ アリング時荷重を考慮する。
評価に用い る荷 重 を表3-1に示す。また，荷重の組合せと 応力評価項 目の対応を 表3-2
に示す。
表 3-1
記号
Ｌ01

評価に用い る荷重

荷重

荷重値

自重
・内部配管：Δ内＝

MPa

・金属フィルタ室，伸 縮管：Δ金＝Ｌ02

内圧 (差圧)・銀ゼオライト室：Δ 銀＝・多孔板：Δ多＝MPa

MPa

・ベンチュリノズル：噴流反力F1＝
Ｌ03

クリ アリン グ荷重

表 3-2・内部配管：噴流荷重F2＝

N

N

荷重の組合 せ供用状態

荷重の組合せ設計条件（ 配管）

Ｌ01＋Ｌ02＋Ｌ03

供用状態Ａ およ びＢ

Ｌ01＋Ｌ02＋Ｌ03(内 部構造 物)
4.

MPa

応力評 価
応力評価方 法を 表4-1に 示す。また，内部配管の評価に用 いた解析モ デルを図4-1に示す。なお， 内部配 管 の 解析 には， 補正工認でも使用している「ＳＡＰ−Ⅳ」を用い た。

(1)

内部 配管・分岐 管 は，各荷重 による一 次応力が許容応力以下となることを 確認する 。

(2)

内部 構造物は ，各 荷重による一次応力が許容応力以下となるこ とを確認する。

(3)

伸 縮 管 は ， ベ ン ト 時 繰 り 返し 回数 が許 容繰 り返 し回 数以 下 と な る こと を確 認 す る 。

補足 20-10

表 4-1 内部構造物評価法（1/4）
評価対象

評価部位
内部配管
分岐管
ベンチュリノズル

内部配管部

取付部

対象とする荷重

内圧
自重
クリアリング
荷重

差圧
伸縮管

繰返し回数

評価方法
P：内圧(差圧)
Do：配管の外径
B1 PDO
B2 Ma
Ma：配管に作用するモーメント
Sprm＝
＋
2t
Z
B1，B2：応力係数t：配管の板厚⇒各 M は FEM により算出する
Z：配管の断面係数
Sprm：一次応力
11031
N＝
σ

補足 20-11

N＞Na

3.5

Na：ベント時の繰返し回数(1 回)
N：許容繰返し回数

準用規格

設計・建設規格クラス 2 配管
PPC-3520(1)準用

設計・建設規格クラス 2 配管
PPC-3416 準用

補足 20-12
図 4-1 内部配管の解析モデル

表4-1 内部構造物評価法（2/4）
評価対象

評価部位

対象とする荷重

評価方法
金属フィルタ室底板
M
σ＝
Z
R
τ＝
A

準用規格

M：内圧によるモーメント
P：集中荷重
Z：サポートの断面係数
β：応力係数ｔ：板厚

金属フィルタ室
底板
支持部
補足 20-13

銀ゼオライト室
底板

σ：曲げモーメントによる軸方向応力
内圧

σｂ：荷重 P による軸方向応力

自重

R：反力
A：断面積
銀ゼオライト室底板
P
σ＝β
t

2
S＝ σx2＋σy 2−σσ＋3τ
x y

τ：内圧により生じるせん断応力
S：組合せ応力機械工学便覧，設計・建設規格クラス 2 支持構造物
SSC-3121.1 準用

表4-1 内部構造物評価法（3/4）
評価対象

評価部位

対象とする荷重

内部配管サポート 自重
支持部

分岐管サポート

クリアリング
荷重

評価方法
M N
σ＝ ＋
Z A
R
τ＝
A
⇒各 M,N,R は FEM より算出する

M：各荷重によるモーメント
N：サポートに作用する軸力
Z：サポートの断面係数

機械工学便覧，A：サポートの断面積
σ：曲げモーメントによる軸方向応力
R：反力
τ：内圧により生じるせん断応力

補足 20-142
S＝ σx2＋σy 2−σσ＋3τ
x y

準用規格

S：組合せ応力設計・建設規格クラス 2 支持構造物
SSC-3121.1 準用

表 4-1 内部構造物評価法（4/4）
評価対象

評価部位

金属フィルタ部 金属フィルタ
サポートビーム

対象とする荷重

差圧
自重

評価方法
M
σ＝
Z
R
τ＝
A
2
S＝ σx2＋σy 2−σσ＋3τ
x y

準用規格

M：各荷重によるモーメント
Z：金属フィルタサポートの断面係数
σ：曲げモーメントによる軸方向応力

機械工学便覧，R：反力
A：金属フィルタの断面積
τ：内圧により生じるせん断応力

設計・建設規格クラス 2 支持構造物
SSC-3121.1 準用

S：組合せ応力補足 20-15
ベンチュリノズル 自重
ベンチュリノズ

カバープレート

クリアリング
荷重

M
σ＝
Z
R
τ＝
A
2
S＝ σx2＋σy 2−σσ＋3τ
x y

M：各荷重によるモーメント
Z：ベンチュリノズルの断面係数
σ：曲げモーメントによる軸方向応力
R：反力
A：サポートの断面積
τ：内圧により生じるせん断応力

ル

機械工学便覧，設計・建設規格クラス 2 支持構造物
SSC-3121.1 準用

S：組合せ応力ベンチュリノズル
取付けボルトF：流体力
クリアリング
荷重

σ＝F
A

A：取付けボルトの総断面積
σ：取付けボルトに作用する引張応力

設計・建設規格クラス 1 支持構造物
SSB-3131 準用

5.

評価結 果
各部位の評 価結 果を 表5-1〜表5-6に示す。評価の結果，すべての部 位で許容値を 満足することを 確認し た 。

表5-1

内部 配管， 分 岐管，ベンチュリノズル取付部の一 次応力評価 結果（クラス2配管準用)

応力の種類

P-1

P-2

内部配管

分岐管

39

15

一次応力

（単位：MPa）
P-3
ベンチュリノズ

許容応力

ル配管付根部
7160

発生応力値 は許 容応 力 値以 下であ る。

表5-2

伸縮管の評価結果（クラス2配管準 用）
P-6

繰返し回数

伸縮管

ベント時繰 返し回 数 (Na)1許容繰返し 回数(N)

3.7×10 11

ベント時繰 返し 回数 は 許容 繰返し 回数以下で ある。

表5-3

内部 構造 物 の一 次応力評価結果（クラス2支持構造 物準用）（ 単位：MPa）

応力の種類

P-1

P-2

P-4

P-5

P-7

内部配管

分岐管

金属フィ

金属フィ

銀ゼオラ

サポート

サポート

ルタ

ルタ室

イト室

サポート

底板

底板

38

76

許容応力

ビーム
一次応力
(組合せ応力 )

31

5

35

発生応力値 は許 容応 力 値以 下であ る。

補足 20-16

108

表5-4

内部 構造 物 の一 次応力評価結果（クラス2支持構造 物準用）（ 単位：MPa）
P-4

応力の種類

金属フィルタ取付溶接部

一次応力

許容応力

1

(せ ん断応力 )62

発生応力値 は許 容応 力 値以 下であ る。

表5-5

ベン チュリ ノズルの一次応力評価結果（クラス2支持構造物準用）（単位：MPa）

応力の種類

P-3
ベンチュリノズル

一次応力

42(組 合せ応力 )

許容応力

128

発生応力値 は許 容応 力 値以 下であ る。

表5-6

ベン チュリノズ ル取付けボルトの一次応力評価結果（クラス2支持構造物準用）

応力の種類

P-3
ベンチュリノズル取付けボルト

一次応力

4

(引張応力)
発生応力値 は許 容応 力 値以 下であ る。

補足 20-17（単位：MPa）
許容応力

97

添付-1

ベントフィ ルタ容器

内部配管に 作用する流 体力

ベント時に ，ベン ト フ ィル タ容器 の内部配管に作用する流体力としては，下記の荷 重が考えられる 。
①

ベ ン ト 開 始 後 の ス ク ラ ビ ン グ水 排出 時に ベン チュ リノ ズ ル に 作 用す る荷 重(ク リ ア
リング荷重)②

ベント 中のベ ン ト ガス 噴出時 にベンチュリノズルに作用する荷重（ベントガス 噴出
荷重）評価の結果 ，ク リア リ ング時の荷重の方が大きいため，強度評価には添付表 1−1 に 示す
クリアリン グ時荷重 を 用いる。

添付図 1−1

内部配管に作用するベント時流 体力

補足 20-18

添付表 1―1

内部配管評価に用いるクリアリ ング時荷重

クリアリン グ時の荷重評価に用い る荷重(N)VN に作用 す るクリア リ ング 荷重 F1
内部配管エンドキャップに作用するクリアリング荷重 F2【ベ ント 開 始 後 の ス ク ラ ビ ン グ 水排 出時 にベ ンチ ュリ ノ ズ ルに 作 用 する 荷重(クリ ア リ ン
グ荷重)】
(1)

ベンチ ュリノ ズル に作用するクリアリング荷重 F1
ベントが開 始 される と ， 原子炉格納容器か らのベントガス及び入口配管内の窒 素ガスにより， ベン トフ ィ ルタ 内の内 部配管内の スクラビング水が押し出される。 押 し出されたスク ラビ ング 水 は，添付図 1−2 に示すように，ベンチュリ ノズルの天板（ カバープレート 内面 ）に あ たり，

クリアリング荷重 F1 が作用する。

添付図 1-2

ベンチ ュリノズルに作用するクリアリング荷重 F1

補足 20-19

添付図 1− 2 に示す よう に，噴出し部の角度を θ とすると，ベント 開始直後に ベン
チュリノズ ルに 作用 す るク リアリ ング荷重 F1 は次式で計 算される。
ここで，添 付図 1− 2 に 示すように，保守的に ，スロート部での流速がそのまま 天板に当たるも のと して 評 価す る。
F1＝

ここで，
kg/m 3

ρ w ：ス ク ラビン グ水の密度 ＝

m2

A1：スロー ト部断 面 積 ＝
V1：スロー ト部流 速 (m/s)

m/s

V1＝
Pi＝

MPa(abs)（スロート入口部までの圧損で入口圧力は低下す るが，保守的に原子炉格納容器の最高使 用圧力の 2 倍の値とする。）

Po＝0.1 MPa(abs)（スロート出口部にはス クラビング水の水頭圧が 作用す
るが，保守 的に大気圧 とする。）
θ：噴 出角度 ＝

よって，
N

F1 ＝

(2)

内部配 管エン ドキ ャップに作用するクリアリング荷重 F2
ベント開始 直 後に内 部 配 管のエンドキャッ プに作用するクリアリング荷重 F2 は次式で計算さ れる 。
F2＝
ここで，kg/m 3

ρ w ：ス クラ ビン グ水の密度 ＝m2

A2：エンド キャップ 部 断面積 ＝V2：エンド キャップ 部 流速(m/s)は ，（ベンチュ リノ ズル数ｎ ＝

本）

V2 ＝

m/s

よって，
F2 ＝

算出する 。

N
補足 20-20

【ベント中 のベント ガ ス噴出時にベンチュ リノズルに作用する荷重（ ベントガス噴出荷重 ）】(1)

ベンチ ュリノ ズル に作用する噴流荷重 F1
ベント中は ， 前記ス ク ラ ビング水排出時同 様に，原子炉格納容器からのベント ガス
が，

噴 出す

ることによ る噴 流荷 重 F1 が，また内部配管のエンドキャップにも ベントガスに よる
噴流荷重 F2 が作用 す る 。
前記スクラ ビ ング水 排 出 時同様に F1 は次式で計算される。
F1＝

ここで，
kg/m 3

ρ gas ：ベン トガス の密 度 ＝m2

A1：スロー ト部断面 積 ＝
V1：スロー ト部流速 (m/s)
Q ＝

m 3 /s＠2Pd とす ると，ベンチュリノズル数 n ＝

V1 ＝

本より，

m/s

θ：噴 出角度＝

よって，
F1 ＝

(2)

N

内部配 管エン ドキ ャップに作用するクリアリング荷重 F2
ベント開始 直 後に内 部 配 管のエンドキャッ プに作用するクリアリング荷重 F2 は次式で計算さ れる 。
F2＝

ここで，
kg/m 3

ρ gas ：ベン トガス の密 度 ＝

m2

A2：エンド キャップ 部 断面積 ＝V2：エンド キャップ 部 流速(m/s)
V2 ＝

m/s

よって，
F2 ＝

N

密度差によ り ，密度 が 大 きいスクラビング 水排出時の荷重のほうが大きくなる 。
補足 20-21

添付-2

ベントフィ ルタ容器

内部配管の モデル化及 び境界条件

ベントフィ ルタ容 器 の 内部 配管の 評価は，解析コードＳＡＰ−Ⅳのビーム要素によ り実
施した。

1.

モデル 化範囲
内部配管及 びベ ンチ ュ リノ ズルに 関してモデ ル化した範囲を添付図 2-1 に示す 。

添付図 2-1

内部配 管・ベンチュリノズル

補足 20-22

モデル化範囲2.

解析モ デル及び 境 界条件
添付図 2-1 のモ デル 化 範囲 につい て，ビーム 要素により作成した解析モデルを 添 付図
2-2 に示す 。な お， ベ ンチュリノズルは剛体としてモデル化した。また境界条件を添付
図 2-3 に示 す。

添付図 2-2

添付図 2-3

解析モデル

モデル 境界条件

補足 20-23

3.

フィル タ装置の 最 高使用圧力及び最高 使用温度を超える場合の健全性について
ベント中の フィ ルタ 装 置（ 容器） について， 設計裕度の確認のために設計上考 慮 している最高使 用圧力 （ 620 kPa[gage]），最高使用温度（200 ℃）を超 える場合の構 造 健全性を評価す る。

(1)

評価方 法
フィルタ装 置 の持つ 放 射 性物質の閉じ込め 機能が喪失する要因として，高温状 態で内圧を受け ，過 度に 塑 性変 形する ことによる 延性破壊が想定される。
フィルタ装 置 につい て，「発電用原子力設備規格
年追補版含 む））Ｊ Ｓ Ｍ Ｅ

Ｓ

設計建設規格（2005 年版（2007

ＮＣ1−2005／2007」に示される， 内面に圧力を 受ける円筒胴の 計算 上必 要 な厚 さを求 める式によ り，温度（フィルタ装置温度にお け る材
料の許容引 張応 力）， 圧 力をパラメータとして，フィルタ 装置（胴部 ）の構造健 全性が確保され る， 温度 と 圧力 の組合 せを評価す る。

(2)

評価「発電用原 子 力設備 規 格
Ｅ

Ｓ

規格

設計建設規格（ 2005 年版（2007 年追補版 含む））Ｊ ＳＭ

Ｎ Ｃ1−2005／ 2007」のＰＶＣ−3122（1）項に準拠し，「発 電用原子力 設備
設計 建設 規格 （2005 年版（2007 年追補版含む））ＪＳＭＥ／2007」の 「表 5Ｓ

ＮＣ1−2005

鉄 鋼材用（ボ ルト材を除く）の各温度における許容引張応 力」に規定される ，50 ℃ か ら 450 ℃の 各温度における許容引張応力を与えることで ，構造健全性が確 保で きる 圧 力を 算出す る。
t＝PDi
2S -1.2P

ここで，
t ：胴の最 小 厚さmm

P ：構造健 全 性が確保できる圧力（MPa）
Di：胴の内 径mm

S ：各温度 に おける材料の許容引張応力（ MPa）
η：長手継 手 の効率（η=1）

(3)

評価結 果
「発電用原 子 力設備 規 格ＥＳ

設計建設規格（ 2005 年版（2007 年追補版 含む））Ｊ ＳＭ

Ｎ Ｃ1−2005／ 2007」の必要最小板厚を求める式 を用いて評 価を実施し た結果，添付図 2-4 に示 す とお り，設 計上考慮し ている最高使用圧力（620 kPa［gage］）， 最高 使用 温 度（ 200 ℃ ）を超える 圧力，温度でも構造健全性を有す る 結果が得られた 。

補足 20-24

添付図 2-4

フ ィル タ 装置（胴部 ）の必要最小板厚の式を用いた評価結果

補足 20-25

添付-3

ベント時に 生じる圧力 変動荷重による影響

クリアリン グ 過程， 気 泡 形成過程及び蒸気 放出過程を含む実機の運転環境を模 擬した

起動試験において，ベント中に は，ベンチュリノズル か らの

蒸気放出時 の蒸 気凝 縮 等に よる圧 力変動が生 じるが，その挙動は安定しており 不 安定
な圧力変動 は生 じな い こと ，圧力変動の周期は剛設計の基準である 0.05 秒（20Hz）に対しと 長く， 共振の恐れ がないことが確認されている。

この圧力変 動 の挙動 及 び 周期は，ベンチュ リノズル形状，ガス流速及びガス組 成に影響を受け るが ，こ の 試験 は，実 機と同じベ ンチュリノズル，運転条件を模擬 し たものであるこ とか ら， 実 機に おける 圧力変動の 挙動及び周期は，この試験結果と 同 等と考えられ， また ，実 機 のフ ィルタ 容器の固有 周期はで 剛であり圧力変 動 と共振の恐れが ない こと か ら， 圧力変 動の荷重は 静的荷重として扱うことができる 。
ベント開始 直 後のク リ ア リング時の荷重は ，直接内部配管に作用することはな い。
これらを踏 ま え，この 起動試験時 に計測され た圧力変動の最大値はあることか ら， 内部 配 管外 面に圧 力変動⊿P ＝

kPa 程 度でkPa が作用した場合の内 部 配管の周方向応 力 σ pθ の 増 加量は次のようになる。
σpθ＝

DPO
ΔP＝
2tp

＝0.6 MPa

ここで，
D po ： 最 大の内 部配管外 径 ＝mm

t p ： 最 大の内 部配管板 厚 ＝mm

一方，内部 配 管に自 重 ， 内圧（2Pd），水力 学的動荷重が作用した場合の発生応 力値（一次応力 ） ＊ は，設 計 条件にお ける一次 応力制限（160 MPa）に対して 39 MPa である。
注記＊：設計・建設規格 クラス 2 配管 PPC-3520 (1) 準用

したがって ， ベント 時 に 生じる圧力変動を 受けた場合でも，内部配管の強度へ の影
響は軽微で ある 。

補足 20-26

補足 26
ＪＡＶＡ 試 験及びＪＡ ＶＡ

1.

ＪＡＶ Ａ試験及 び ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験 の適用性につ いて

ＰＬＵＳ 試験

Ｆｒａｍａ ｔｏ ｍｅ 社 製の フィル タ装置は， ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬ Ｕ Ｓ試

験により， 実機使 用 条 件を 考慮し た性能検証試験を行っており，その結果に基づき 装置
設計を行っ ている 。 Ｊ ＡＶ Ａ試験 及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験で使用したフィルタ 装置

は，ベンチ ュリノ ズ ル ，金 属フィ ルタ，よう素除去部及び装置内のガスの経路が実 機を模擬した装 置とな っ て おり ，また ，試験条件は様々なプラントの運転範囲に対応で きる
広範囲の試 験を行 っ て いる ことか ら，各試験で得られた結果は，実機の性能検証に 適用できるもの と考え る 。
一方，米国 ＥＰ ＲＩ （ 電力 研究所 ）が中心と なって行ったＡＣＥ試験について は ，Ｆｒａｍａｔ ｏｍｅ 社 製 のフ ィルタ 装置についても性能試験を実施しているが，試験 条件等の詳細が 開示さ れ て いな いこと から，東海第二発電所のフィルタ装置の性能検証 には用いていな い。
(1)

ＪＡＶ Ａ試験 の概 要
ＪＡＶＡ試 験 で使用 し た フィルタ装置は，高さ 約
実機と同形 状の ベン チ ュリ ノズル （ルタ（

m，直 径約mの容器の中 に，）と，実機と同一仕様の金属 フィ）を内蔵している。

また，これ ら 試験の フ ィ ルタ装置に流入し たベントガスは，ベンチュリスクラ バ，
気相部，金 属フ ィル タ ，流 量制限 オリフィス の順に通過し，フィルタ装置外部 へ 放出される経路 とな って お り， 実機と 同じ順に各 部を通過する。

(2)

ＪＡＶ Ａ

Ｐ ＬＵ Ｓ試験の概要

ＪＡＶＡ

Ｐ Ｌ Ｕ Ｓ 試 験 設備 は ，実 規模 を 想定 した 有 機 よ う素 の 除去 性 能 を 確 認するため， ＪＡ ＶＡ 試 験で 使用し たフィルタ 装置に，実機と同一仕様（同一材 質 ，同一充填率） の銀 ゼオ ラ イト （ベッ ド厚さ約mm）を追加 設置してい る。

フィルタ装 置 に流入 し た ベントガスは，ベ ンチュリスクラバ，気層部，金属フ ィルタ，流量制 限オ リフ ィ ス， よう素 除去部（銀 ゼオライト）の順に通過し，フィ ル タ装
置外部へ放 出さ れる 経 路と なって おり，実機 と同じ順に各部を通過する。

(3)

ＡＣＥ 試験の 概要
Ｆｒａｍａ ｔ ｏｍｅ 社 製 のフィルタ装置は ，各国のフィルタメーカ等が参加し たＡ
ＣＥ試験に おい ても 試 験が 行われ ，エアロゾ ル及び無機よう素の除去性能につ い て確認されてい る。 第1図 に 試験設備の概要を，第1表に試験条件及び結 果を示す。
ＡＣＥ試験 で 使用し た フ ィルタ装置は，高 さ約
補足 26-1m， 直径約mの容器の中 に，

実機と同じ ベン チュ リ ノズ ル（個）及び実 機と同構造（同一金属メッシュ構 造 ，同一充填率）の金属フ ィ ル タを設置しており，ベントガスは実機と同じ 経路を流れる が，試験装置， 試験 条件 の 詳細 が開示 されないた め，東海第二発電所のフィルタ装 置 の性能検証には 用い てい な い。
(4)スケー ル性の 確認
ＪＡＶＡ試 験 ，ＪＡ Ｖ Ａ

ＰＬＵＳ試験の スケール性を確認することで，実機 への適用性を確 認す る。第2図に 実機とＪＡＶＡ試 験装置（ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験 で も同一の容器を 使用 ）及 び 参考 にＡＣ Ｅ試験装置 の主要寸法の比較を示す。
東海第二発 電 所のフ ィ ル タ装置は高さ約10 m，直径約5 mであり，ＪＡＶＡ試験 及びＪＡＶＡ

ＰＬ ＵＳ 試 験の フィル タ装置より も大きいが，フィルタ装置の構成 要 素及

びベントガ ス経 路の 同 一性 からＪ ＡＶＡ試験 及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験にて 使 用したフィルタ 装置 は実 機 を模 擬した ものとなっ ていると言える。
ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡＰ Ｌ ＵＳ 試験 の 条 件 と実 機 運転 範 囲 の 比 較 を第 2表 に示す。実 機はベン チュ リノズル（個数：個）と金属 フィルタ（表 面積：m 2 ）を内蔵してお り， 重大 事 故等 時にベ ントを実施 した際のベンチュリノズルスロー ト 部流
速及び金属 フィ ルタ 部 流速 がＪＡ ＶＡ試験で 除去性能を確認している範囲に包 絡 されるよう設計 して いる 。 ＪＡ ＶＡ試 験において 得られたベンチュリノズルスロー ト 部におけ る 速 度 に 対 す る 除 去 係 数 を 第 3図， 金 属 フィ ルタ 部に お ける 速 度に 対す る 除 去係
数を第4図に 示す。 ベ ン チュリスクラバと金属フィルタを 組み合わせ た試験にお いて，
ベンチュリ ノズ ルス ロ ート 部流速 及び金属フ ィルタ部流速が変化した場合にお い ても除去係数は 低下 して い ない 。
また，ＪＡＶＡり，実機（ 約

Ｐ Ｌ Ｕ Ｓ試験で 用いた銀ゼ オライトの ベッド厚さ は約㎜） に対 して薄 いが，これ はＪＡＶＡ

mmであＰＬＵＳ試験結果に 基 づき

滞留時間を 確保 する た めに 実機の ベッド厚さ を厚くしていることから，ＪＡＶ Ａ

Ｐ

ＬＵＳ試験 結果 を適 切 に実 機に適 用している と言える。
ＪＡＶＡ試 験 及びＪ Ａ Ｖ Ａ

ＰＬＵＳ試験 の実機への適用性についてまとめた ものを第3表に示 す。

(5)

評価
以上より， Ｊ ＡＶＡ 試 験 及びＪＡＶＡ

Ｐ ＬＵＳ試験のスケール性については 性能に影響する 範囲 につ い て実 機を模 擬できてい ると評価できる。これらの試験は 実 機の使用条件に つい ても 模 擬で きてお り，試験結 果を用いて実機の性能を評価する こ とが可能である と考 える 。

補足 26-2

第1図

第1表

ＡＣＥ試験の設備概要

ＡＣＥ試験 の試験条件及び結果
Conditions Tested

PROJECT

ACE

YEARS

19891990

出典：OECD／ NEA,

Pressure［barabs］

Temperatu
re
［°C］

Gas
composition
%
steam

Cs
Mn
Total
iodine(particles
andgaseous)

1.4
1.4

145
145

42
42

Measuredretention
Efficienc
y%99.9999
99.9997

1.4

145

42

99.9997

DOP

1.2-1.7

ambient

099.978 99.992

MaterialstestedStatus Report on Filtered Containment Venting

補足 26-3, (2014)

第2図

第2表

実 機フィルタ装 置と試験装置の主要寸法 の比較

ＪＡ ＶＡ試 験 及 びＪＡＶＡ
パラメータ

ＰＬＵＳ試験の条件と実機運転 範囲の比 較

ＪＡＶＡ試験

ＪＡＶＡ
ＰＬＵＳ試験

実機運転範 囲圧力（kPa［ gage］ ）温度（℃）
ベンチュリ ノ ズルス ロ ート部
流速（m/s）
金属フィル タ部 流速 （ ％ ）蒸気割合（ ％）
過熱度（K）
注記

補足 26-4＊：概算評価値を示 す。

第3図

ベ ン チュリ ノ ズ ルスロート部にお ける流速に対する除去係数（ＪＡＶ Ａ試験）

第4図金 属フ ィル タ 部における 流速に対す る除去係数（ＪＡＶＡ試験）

補足 26-5

第3表

ＪＡ Ｖ Ａ試 験，ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験の実機への適用性

相違点
構成要素

有

ＪＡＶＡ

無 (ＰＬＵＳ）

適用性
実機
試験装置と実機で高さと直径が異なること

高さ

有

約

m

約 10 m容器

チュリスクラバや金属フィルタに比べ
直径

有

構造

無

約

m
−

約5 m
−

，高 さと
直径の違いによる影響は小さい。
試験装置は実機と同一形状（寸法）のベ ンチュリノズルを使用している。
実機のベンチュリノズルスロート部の流速

ベンチが，ＪＡ ＶＡ試験で確認されている流速の 範ュリノズル

で，空間部の容積が異なるが，空間部 はベン

個数

囲内となるよう，ベンチュリノズルの個数 を有設定している。また，実機のベンチュリノ ズ
ルは周辺のベンチュリノズルからの影響を受けない配置としている。

金属
フィル
タ

構造
表面積
(個数）
薬剤

無

−

−

水

）の金属フィルタを使用している 。
実機の金属フィルタ部の流速が ，ＪＡＶ Ａ試

有験で確認されている流速の範囲内となるよ
う金属フィルタの表面積を設定している。

無

−

−

試験装置と 実機は同じ薬剤を使用してい る 。
実機の水位は試験装置の水位よりも高い。

スクラ
ビング

試験装置は実機と同一使用（

ＪＡＶＡ試験の水位を変化させた試験にお
水位

有

−

＊

−

＊

いて，除 去効率に変化が無いことが確認さ れていることから，水位の違いによる影響は な
い。

吸着材

−

無

−

試験装置は実機と同じ吸着材（銀ゼオライト）を使用している。
ＪＡＶＡ

厚さ

有

約

mm

ＰＬＵＳ試験ではベッド厚さが実機に比べて薄いが，実機は試験結果を基 に

約
㎜

よう素

滞留時間を確保するために厚くなっていることから ，試験結果を適切に実機に適用し ていると言える。

除去部

ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験ではフィルタ装置の外によう素除去部が配置されたが，実 機で
配置

有

容器外側

容器内

は容器の中に配置される。よう素除去部 の放側

熱は，外 部に配置される試験の方が厳しく なるため，ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験は保守的 な条件で実施されていると言える。
注記 ＊：適用性の欄 に相違内容 を記載
補足 26-6

(6)ベンチ ュリス クラ バ及び金属フィルタにおける除去係数
Ｆｒａｍａ ｔ ｏｍｅ 社 製 のフィルタ装置は ，ベンチュリスクラバ及び金属フィ ルタ
を組み合わ せる こと に より ，所定の除去性能（ＤＦ）を満足するよう設計されて い る。
エアロゾル に対 する 除 去効 率は， ベンチュリ スクラバと金属フィルタを組み合 わ せた体系で評価 を行 って お り， ＪＡＶ Ａ試験結果 では，試験を実施した全域にわた っ てＤ
Ｆ1000以上 を満 足し て いる ことを 確認してい る。ＪＡＶＡ試験ではベンチュリ ス クラバ単独での エア ロゾ ル 除去 性能を 確認してい る試験ケースもあり，実機運転範 囲 のガス流速にお いて ，ベ ン チュリスク ラバ単独でもＤＦ

以 上と評 価される。ベン チ ュリ

スクラバ単 独で のエ ア ロゾ ル除去 性能を第4表に示す。
ベンチュリ ス クラバ に よ るエアロゾル除去 の主な原理は慣性衝突効果であり， 一般
的にガス流 速が 大き い 方が 除去効 率は高く， ガス流速が小さい方が除去効率は 低 くなることから ，実 機運 転 範囲 以下の ガス流速に おけるベンチュリスクラバ単独で の 除去
性能は，実 機運 転範 囲 と比 較して 低下するこ とが見込まれるが，後段の金属フ ィ ルタ
による除去 によ り， ス クラ バ容器 全体として は試験を実施した全域にわたって 要 求されるＤＦ1000以 上の 除 去性 能を満 足している と考えられる。

第4表

ベン チュリ スク ラバ単独でのエアロゾル除去性能（ＪＡＶＡ 試験）

補足 26-7

2.
(1)

エアロ ゾルの粒 径 と除去係数の関係に ついて除去係 数と重 量及 び放射能の関係
除去係数（ Ｄ Ｆ）は ， フ ィルタに流入した 粒子の重量とフィルタを通過した粒 子の重量の比で 表さ れる 。 エア ロゾル に放射性物 質が均一に含まれている場合，Ｄ Ｆ はフィルタへ流 入し た粒 子 の放 射能と フィルタを 通過した粒子の放射能の比で置き 換 える
ことができ る。

(2)

粒径分 布（個 数分 布と累積質量分布）
エアロゾル は 一般的 に ， 単一粒径ではなく ，粒径に対して分布を持つ。粒径に 対する個数分布 及び 累積 質 量分 布の関 係を第5図に示す。

個数モード径

質量中央径

第5図

個数分布と累積質量分布（左図出典 ：W.C.ハ イ ン ズ，エア ロゾルテ クノロジー，(株)井上書院（1985） ）ここで，個 数モード 径

最も存在個 数の比率の多い粒径

質 量中央径全質量の半分がその粒径よりも小さい粒子によって占められ，残りの半分がその粒径よりも大きい粒子によって占められる関係にある 粒径を表す。第5図のよ うな 粒径分布の場合，小さい粒径のエアロゾルの 個数は多い が，総重量に占 める 割合 は 小さ いこと が分かる。 よって，大きい粒径のエアロゾル に 比べて小さい粒 径の エア ロ ゾル がＤＦ に与える影 響は小さい。

補足 26-8

(3)ＪＡＶ Ａ試験 にお ける除去係数と重量及び放射性物質の関係
ベンチュリ ス クラバ で は ，慣性衝突効果を 利用しエアロゾルを捕集しており， 重大事故等時に おけ るエ ア ロゾ ルの密 度変化を考 慮しても，慣性衝突効果によるＤ Ｆ への影響は小さ いと 評価 し てい る。ま た，Ｆｒａ ｍａｔｏｍｅ社製のフィルタ装置 で は，
慣性衝突効 果， さえ ぎ り効 果，拡 散効果によ る除去機構によってエアロゾルを 捕 集す
るも の で あ り ， Ｊ Ａ Ｖ Ａ 試 験におい て， 小さ い粒径 のエアロゾ ルを 含むを使用した場合 にお いて も ，高 い除去 効率を発揮 することを確認している。

3.

エアロ ゾルの粒 径 分布が除去性能に与 える影響についてＪＡＶＡ試 験に おけ る 試験 用エア ロゾルの粒 径は，ＪＡＶＡ試験装置からエア ロ ゾル
をサンプリ ングし ，で 観察することにより，粒径分布を測定している。 過酷

事故解析コ ード（ Ｍ Ａ ＡＰ コード ）より得られる粒径について，ＪＡＶＡ試験にお いて得られたエ アロゾ ル の 粒径 との比 較検証を行い，想定される粒径分布の全域を包絡 できていること を確認 す る こと で，重 大事故等時に想定されるエアロゾルの粒径分布に おいても，ＪＡ ＶＡ試 験 と 同様 の除去 性能（ＤＦ1000 以上） が適用可 能であること を確認
した。

(1)

ＪＡＶ Ａ試験 にお けるエアロゾルの粒径分布
ＪＡＶＡ試 験 のおい て は ，エアロゾルの除 去性能を評価するため，を試 験用エアロゾルとし て用いている。それぞれの試験用エ ア ロゾ
ルの質量中 央径 を以 下 に示 す。

これらの試 験 用エア ロ ゾ ルの粒径分布はを使用した測定を行ってお り，

ベンチュリ スク ラバ 上 流側 より採 取したガス を粒径測定用フィルタに通過させ ， 粒径測定用フィ ルタ 表面 の 粒子 をし，エアロゾルの量及び粒径 を 確認している。
Ｊ Ａ Ｖ Ａ 試 験 装 置 の サ ン プ リン グ ライ ンを 第 6図 に， サ ン プ ルガ ス の取 出 し 部 分 の概要を第7図 に示す 。

補足 26-9

第6図ＪＡＶＡ試験 装置サンプリングラ イン

第7図

(2)

サンプルガス の取出し部分概要図

重大事 故等時 に想 定される粒径分布
重大事故等 時 におけ る エ アロゾルの粒径分 布はＭＡＡＰコードによる解析にて 得る
ことができ る。 エア ロ ゾル の粒径 分布は凝集 効果及び沈着効果の自然現象に加 え て，格納容器ス プレ イ効 果 やサ プレッ ション・プ ールのスクラビング効果によって ， 粒径
分布の幅が 限定 され る 。Ｍ ＡＡＰ コードでは これらの効果を考慮してエアロゾ ル の粒
径分布を評 価し てい る 。
a.
(a)

粒径分 布の 収束 効 果
凝集効 果 と沈 着効 果
補足 26-10

エアロゾル の粒径 分 布は，凝集効 果及び沈着効果によりある粒径を中心に持つような分布 が形成さ れ る。第8図に，エアロゾル分布形成のイメージを 示す。ま た，以下に凝集 効果及び 沈 着効果の内容を示す 。

第8図

凝集に よる成 長
小粒径のラ ンダ ムな運動（ブラウ ン運動：Brownian Diffusion）によ り，他の粒子と衝 突し凝 集 することでよ り大きな粒子へと成長する。小粒径 の粒子は ，
特に大粒径 の粒子 と 衝突し凝集す る傾向が見られる。凝集効果の例を第 9 図に示す。
第 9 図の横 軸は 粒径（Ｄ ｐ １ ）で，縦軸ブラウ ン運動による凝集係 数を示しており，この 値が大 き い場合に凝集 効果が大きくなる。凝集係数は凝集する相手の粒子径（ Ｄ ｐ ２ ）により変化する ため，Ｄ ｐ ２ を変化させた場合の凝 集係数として複数の曲 線が示 さ れている。相 手の粒径による差はあるものの，小粒径の場合に効果が 大きい こ とがわかる。
小粒径で効果大

凝集係数

イ.

エアロゾル分 布形成のイメージ

粒径
第9図

凝集効果の例

補足 26-11

ロ.

沈着に よる除 去沈着による 除去 効果は重量が大き いほど沈着 しやすく，床・壁に付着することで減少す る傾向 が 見られる。粒 子の密度が一定と仮定した場合には，粒子径が大きいほ ど沈着 効 果を期待する ことができる。沈着効果の例を第 10 図に示

沈着速度

す。

第 10 図(b)

沈着効果の例

原子炉 格納容 器内 のエアロゾル除去機構の影響
原 子 炉 格 納 容 器 内 で は ，重 大 事 故等 対 処設 備 に よ る 格 納容 器 スプ レ イ 効 果 や
サプレッシ ョン・プ ー ルのスクラビング効果によって，エアロゾル が除去さ れ る。
以 下 に 格 納 容 器 ス プ レ イ効 果 及 び サ プレ ッ シ ョン ・ プー ル のス ク ラ ビ ン グ 効 果
を示す。

イ.

格納容 器スプ レ イ 効果
格納容器ス プレ イでは，水滴が落 下する際に ，慣性効果，さえぎり効果，拡散効果等の 除去メ カ ニズムが働く 。
第 11 図に 格納 容器スプレイを継 続すること による原子炉格納容器内のエアロゾル粒子 の粒子 径 分布の変化の 例を示す。初期の段階（Ｄ Ｆ：1.1）では ，エアロゾル粒 子は最 大 値が約 1 μm で幅の広い分布を持っているが，格納容器ス
プレイを継 続し積 算 の除去効果が 大きくなると，大粒径の粒子と小粒径の粒子が効果的に 除去さ れ ，粒径分布の 最大値は小さくなり，また分布の幅も小さくなる傾向が 見られ る 。

補足 26-12各粒径の粒子の総質量
第 11 図格 納容 器 スプ レイを継続 することによる原子炉格納容器内 のエアロゾル粒径分
布の変化

ロ.

プール スクラ ビ ン グ効果
サプレッシ ョン ・プールにおける スクラビン グでは，気泡が上昇する間に第12 図に示 す ような 種々の除去メカニズムが働 き，第 13 図の実験結果に示すよ
うに，粒径 の大き い エアロゾルが 効果的に除去される。

第 12 図ス クラビ ング 気泡内でのガスの働きとエアロゾル除去メカ ニズム

補足 26-13

第 13 図(c)

プ ールス クラビングによる除去性能の例（引用文献(3)）

重大事 故等時 に想 定される粒径分布
重大事故等 時 に想定さ れる粒径は，上記(2)に示したエアロゾルの除 去効 果により主にサ ブミ クロ ン（0.1から1 μm程度）になると考えられる。その代表 径として，粒径 分布 の質 量中央径を0.5 μmにもつ粒径分布を重大事故等 発生時 に想定される粒 径分 布と した。

b.

ＭＡＡ Ｐ コード に より得られる粒径分 布
有効性評価 で用い る Ｍ ＡＡＰコー ドより得ら れるベントの際のエアロゾルは， 約μm（Ｍ Ａ ＡＰ コー ドで得られた約μm を丸め た値）程度に質量中央 径を持つ分布（ ウェット ウ ェルベント）となる ことを確認し ている。また，同じタ イミ
ングでドラ イウェル よ りベントした場合， エアロゾルは 約μm 程度に質量 中央径を持つ分 布となる 。 第 5 表にベント位置 の違いによる 粒径分布を示す。

第5表

想 定事故シナリオのエア ロゾル粒径 分布

ベント
想定事故シ ナ リオ

時間
［h］

ベント

質量中央径

位置

［μm］

雰囲気圧力 ・温度

ウェットによる静的 負荷

ウェル

（格納容器 過圧・
過温破損）

19

ドライ
ウェル
補足 26-14

幾何標準

エアロゾ

偏差σg

ル

［-］

量［g］

0.32

1

0.36

5000

ドライウェ ルベン ト と 比較してウ ェットウェ ルベントではエアロゾル量が少な くなる。これ はウェッ ト ウェルベントでは， サプレッショ ン・プールにおけるプ ール
スクラビン グ効果に よ り，エアロゾルが除 去されるため と考えられる。また， ドラ
イウェルベ ントでは ウ ェットウェルベント と比較して質 量中央径が大きくなっ てい
るが，エア ロゾル量 が 多いことから，エア ロゾル同士の 衝突頻度が高くなり， より大きい粒径 のエアロ ゾ ル粒子が生成されや すくなるため と考えられる。

(3)

試験用 エアロ ゾル の粒径分布の妥当性と除去性能
ドライウェ ル ベント で は 全体的に粒径が大 きくなるが，粒径が大きいほど，慣 性衝
突効果やさ えぎ り効 果 によ るエア ロゾルの除 去効果が見込めるため，より高い Ｄ Ｆを期待するこ とが でき る 。
一方，ウェ ッ トウェ ル ベ ントでは，サプレ ッション・プール水のスクラビング 効果
により粒径 の大 きい エ アロ ゾルが 除去される ため，ドライウェルベントに比べ フ ィル
タ装置のＤ Ｆが 低く な るこ とが考 えられる。
このため，ＪＡＶＡ 試 験 では，様々な粒径 分布を持つを 試 験 用 エ ア ロ ゾ ル と してＤＦ を確 認し ている 。これらの 試 験 用 エアロゾ ル と Ｍ
ＡＡＰコー ドよ り想 定 され るドラ イウェルベ ント時及びウェットウェルベント 時 の粒
径分布の比 較を 第14図 に示 す。
第14図に示 す とおり ， Ｊ ＡＶＡ試験に使用 した試験用エアロゾルの粒径分布は ＭＡ
ＡＰコード より 想定 さ れる 粒径分 布の全域を 包絡できていることが確認できる こ とから，これら の試 験エ ア ロゾ ルで試 験を行うこ とで，想定粒径全体の性能を確認 す ることができる 。

第 14 図試 験用 エ アロゾルとＭＡ ＡＰコードより想定される粒径分 布
補足 26-15

4.
(1)
(2)

引用文 献
NEA／CSNI／R(2009)5 STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS
California

InstituteofTechnology

FUNDAMENTALS

OF

AIR

POLLUTION

ENGINEERING(3)

22nd DOSE／NRC Nuclear Air Cleaning and Treatment Conference Experimental
study on Aerosol removal effect by pool scrubbing, Kaneko et al. (TOSHIBA)(4)

A Simplified Model of Aerosol Removal by Containment Sprays (ＮＵＲＥＧ ／ＣＲ−5966)(5)

A Simplified Model of Decontamination by BWR Steam Supprssion Pools (Ｎ Ｕ
ＲＥＧ／Ｃ Ｒ− 6153 SAND93-2588)(6)

Overview of Main Results Concerning the Behaviour of Fission Products andStructural Materials in the Containment (NUCLEAR ENERGY FOR NEW EUROPE 2011)

補足 26-16

（参考）1.

質量中 央径と空 気 力学的質量中央径分布を持つ エアロ ゾ ル の粒 径を表 す方法とし て，質量中央 径を使用 する場合と，空気力学的質量 中央径 を 使 用す る場合 があるが，カスケードインパクターのような慣性 衝突効果を利用 した粒 径 の 測定 を行う 場合には空気力学的質量中央径で測定され，のような画像 分析を 利 用 した 粒径の 測定を行う場合には質量中央径で測定される。Ｆ ｒａｍａｔｏｍ ｅ社製 の フ ィル タは， 慣性衝突効果の他に，さえぎり効果，拡散効果を 利用したエアロ ゾルの 捕 集 を行 ってお り，フィルタ装置の除去性能の評価には質量中央 径を使用してい る。

補足 26-17

2.

性能検 証試験に 係 る品質保証
フィルタ装 置の 放射 性 物質 除去性 能は，ＪＡ ＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ 試 験で用いたベン チュリ ノ ズ ル， 金属フ ィルタ及び銀ゼオライトと同じ仕様・構造のもの を，ＩＳＯ９００１等に適合した品質保証体制を有するＦｒａｍａｔｏｍｅ社において設計・製作す ること に よ り， ＪＡＶ Ａ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験と同じ性能を 保証

している。
(1)

性能保 証
フィルタ装 置 に設置 す る ベンチュリノズル ，金属フィルタ及び銀ゼオライトは ，Ｆｒａｍａｔ ｏｍ ｅ社 試 験（ ＪＡＶ Ａ試験，Ｊ ＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験）で用いた 金 属フィルタ，ベ ンチ ュリ ノ ズル 及び銀 ゼオライト と同じ仕様・構造とする。また， ベ ンチュリノズル 及び 金属 フ ィル タは， 単体性能試 験により性能を確認している。
これに加え て ，ベン チ ュリノズル ，金属フ ィルタ及び銀 ゼオライト（よう素除 去 部）の運転範囲 は， Ｆｒ ａ ｍａ ｔｏｍ ｅ社試験で 確認している範囲内で運転される よ う格
納容器圧力 逃が し装 置 を設 計する 。

(2)

Ｆｒａ ｍａｔ ｏｍ ｅ社品質保証体制
ベンチュリ ノ ズル， 金 属 フィルタ及び銀ゼ オライトフィルタを製作するＦｒａ ｍａｔｏｍｅ社 は， 各種 の 原子 力品質 保証システ ム（品質マネジメントシステム） の 認証を取得して おり ，加 え て2008年に はＩＳＯ９ ００１の認証も取得し，原子力プ ラ ント
メーカとし ての 品質 保 証体 制を確 立している 。
また，ＪＡ Ｖ Ａ試験 及 び ＪＡＶＡＰＬＵ Ｓ試験当時においても，品質保証体 制が確立してい たこ とを 以 下の とおり 確認してい る。
a.

ＪＡＶ Ａ 試験当 時 の品質保証体制につ いてＪＡＶＡ試 験は1980年 代に実施さ れた試験で あるが，Ｆｒａｍａｔｏｍｅ社の 品
質保証体制 としては ,当 時（旧Ｓｉｅｍｅｎｓ社）より独国原子力品 質保証の規 定であるＫＴ Ａ１４０ １ 及び米国ＮＲＣガイ ド10ＣＦＲ50,App.Bをベースとした品 質マニュアル が存在し て いたことを確認した 。また，この 品質マニュアルは，Ｊ ＥＡ
Ｃ４１１１ -2009の 試験 ・検査に係る要求事項と同等の要求事項も網 羅されてい ることを確認 した。
品質保証記 録につ い て は，当時の 品質保証体 制から，当時の品質マニュアルに 基
づいてＪＡ ＶＡ試験 の 管理が実施されてい るものと判断 できる。

b.

ＪＡＶ Ａ

ＰＬ Ｕ Ｓ試験当時の品質保 証体制について

ＪＡＶＡ

ＰＬＵ Ｓ 試 験は，2010年代に実施 された試験であり，試験当時にお いて，既にＩ ＳＯ９０ ０ １を取得しており， ＩＳＯ９００ １をはじめとし，ＫＴ Ａ１
４０１及び 10ＣＦＲ 50,App.B等の原子力規 格を基にした品 質マニュアルにより， 試
験が実施さ れている こ とを確認した。
補足 26-18

補足 28

ベント実施 時の放射線監視測定の 考え方につ いて1.

フィル タ装置出 口 放射線モニタの計測 範囲
フィルタ装 置出 口放 射 線モ ニタの 計測範囲と 計測範囲の設定の考え方は，第 1 表 のとおりである 。

第1表

計測範囲とその考え方

名称

計測範囲

取付箇所

計測範囲の設定の考え 方

フィルタ装置出口放

10 -2 Sv/h

原子炉建屋付系 統運転中にお ける放 射

射線モニタ（高レ ンジ〜

属棟 1 階性 物質濃度を確 認する た屋外（原子炉め ，想定される 放射性 物

建屋南側外壁質 がフィルタ装 置出口 配面）

管 に内包された 時の最 大

mSv/h

原子炉建屋付の 放射線量率を 計測で き〜属棟 1 階る 範囲とする。 なお， 高

10 5 Sv/h用）

フィルタ装置出口放10-3

射線モニタ（低レ ンジ
用）

10

4

レ ンジ用は炉心 損傷し て

mSv/h

い る場合に，低 レンジ 用は 炉心損傷して いない 場合を想定し て設定する 。

(1)

ベント 実施に 想定 される線量率について
ベント実施時に想定される最大の線量率を評価するために必要な評価条件を第 2
表 に 示 す 。 ま た ， 第 2 表 の 評 価 条 件 に 基 づ く評 価 結 果 を 第 3 表 に 示 す 。 フ ィ ル タ 装
置 出 口 放 射 線 モ ニ タ （ 高 レ ン ジ ） の 計 測 範 囲の 上 限 値 で あ る 1.0×10 5 Sv/h は ， ベン ト 実 施 時 に 想 定 さ れ る 最 大 線 量 率 3.0×10 1 Sv/h に 対 し ， 余 裕 が あ り ， 計 測 可 能である。

補足 28-1

第2表
項目

評 価条件

評価条件

評価条件の考え方

希ガス類（Ｋｒ-83m，Ｋｒ-85m， 大 気 に 放 出 さ れ る 放 射 性
評価対象核 種Ｋｒ-85，Ｋｒ-87，Ｋｒ-88，

物質のうち，線量率が支Ｘｅ-131m，Ｘｅ-133m，Ｘｅ-133， 配的となる核種を選定
Ｘｅ-135m，Ｘｅ-135，Ｘｅ-138） （後述(2)項参照）
原子炉の放射性物質の内

炉心状態

平衡炉心（サイクル末期）

蔵量が最も多くなる状態を選定

炉心から原子炉格
納容器への移行割

ＭＡＡＰ解析結果に基づ

100 ％

き設定

合（希ガス ）
原子炉格納容器から原子炉建屋への格納容器圧力逃がし装置
考慮しないによる大気への放出量を漏えい

多く見積もるため
開始時刻が遅れるほど希ベント開始 時間

事象発生から 1 時間後ガスが減衰するため，保守的に設定
フィルタ装置出口放射線

評価モデル

モニタ（高レンジ用）の

第 1 図のとおり

設置位置（第 2 図）をモ
デル化

線量評価コ ードＱＡＤ−ＣＧＧＰ２Ｒ

補足 28-2

現行許認可（添十）と 同じ

第1図

第2図

評 価モデルフ ィルタ装置 出口放射線モニタ（ 高レンジ用） 位置図

補足 28-3

第3表

(2)

評価結果

評価対象核種線量率（Sv/h）

Ｋｒ-83m

1.1E-21

Ｋｒ-85m1.2E+00

Ｋｒ-85

8.4E-04

Ｋｒ-87

3.9E+00

Ｋｒ-88

1.6E+01

Ｘｅ-131m

8.6E-04

Ｘｅ-133m

3.7E-02

Ｘｅ-133

2.9E-01

Ｘｅ-135m

2.6E+00

Ｘｅ-135

4.2E+00

Ｘｅ-138

1.6E+00

合3.0E+01

計

評価対 象核種 の考 え方
格納容器圧 力 逃がし 装 置 を通じて原子炉格 納容器内の放射性物質が大気へ放出 される際，希ガ ス及 びよ う 素を 除く放 射性物質は ベントフィルタの除去効果を大き く 受けるため，大 気へ 放出 さ れる 主な放 射性物質は 希ガス及びよう素となる。
第 4 表に示 す 評価条 件 を 用いて希ガス及び よう素の線量率を評価した結果，第 5 表のとおり希 ガス の線 量 率は ，よう 素に比べて 10 2 倍程 度高く，放射線モニタ測定 値は希ガスから の寄 与が 支 配的 である ため，希ガ スを評価対象核種とする。

補足 28-4第4表
項目

評価条件（1／2）

評価条件

評価条件の考え方
格納容器破損防止対策の有効性評価で想定す

評価事象「大破 断ＬＯ ＣＡ＋高圧炉心冷却る格納容器破損モード

失敗＋ 低圧炉 心冷却失敗＋全交流のうち，希ガス類 及び よ

動力電源喪失」

う素の放出量が最も多（代替 循環冷 却系を使用できない

くなる事故シーケンス

場合）として，ベントの 実施 時
間が最も早くなる事故
シーケンスを選定
原子炉の放射性物質の炉心状態

平衡炉心（ サイクル末期）

内蔵量が最も多くなる
状態を選定

希ガス類：Ｋｒ-83m，Ｋｒ-85m，Ｋｒ-85，Ｋｒ-87，

評価対象核 種Ｋｒ-88，Ｘｅ-131m，

大気に放出される放射Ｘｅ-133m，Ｘｅ-133，

性物質のうち，線 量当 量

Ｘｅ-135m，Ｘｅ-135，率が支配的となる核種

Ｘｅ-138を選定

よう素：Ｉ-131，Ｉ-132，Ｉ-133，
Ｉ-134，Ｉ-135
炉心から原子炉格納

希ガス：100 ％ＭＡＡＰ解析結果に基容器への移 行 割合

よう素：80 ％

づき設定

有機よう素

：4 ％

Ｒ．Ｇ．1.195 に 基づ き

無機よう素

：91 ％

設定

よう素の形 態

粒子状よう素：5 ％原子炉格納容器内での除去効果（希ガス考慮しない

保守的に設定及び有機よ う 素）CSE 実 験 及 び Standard
原子炉格納容器内で沈着による除去係数：200

づき設定の除去効果（無機よう素）

サプレ ッショ ン・プールでのスクStandard Review Plan

ラビングによる除去係数：106.5.5 に基 づき設定
無機よう素よりも沈着

原子炉格納容器内での除去効果（粒子状Review Plan 6.5.2 に 基

無機よう素と同じ

よう素）等による除去効果が大
きいが，保守的に 無機 よう素と同じとする。

補足 28-5

第4表
項目
ベント開始 時 間

評価条件（2／2）

評価条件

評価条件の考え方

事象発生か ら 19 時間後
希ガス：1

ベントフィルタ除去

有機よう素

：50

係数

無機よう素

：100

ＭＡＡＰ解析結果

設計値に基づき設定

粒子状よう素：1000
フィルタ装置出口放射
評価モデル

線モニタ（高レンジ）の

第 1 図のと おり

設置位置（第 2 図）を モ
デル化

線量評価コ ー ド

第5表
ベント
開始時間
事象発生か ら19 時間後2.

現行許認可（添十）と同

ＱＡＤ−Ｃ ＧＧＰ２Ｒ

じ

評 価結果

希ガス

よう素

線量率①

線量率②

（Sv/h）（Sv/h）

5.6×10 0

5.2×10 -2①／②

1.08×10 2

フィル タを通過 し た放射性物質がフィ ルタ装置出口放射線モニタ近傍の配管に付着した場合の影 響につ い て
フィル タ 装 置出 口放 射 線モ ニタはフィ ルタ装置出口の配 管外側から 計測となるため，
フィルタ装置出口配管内に付着した放射性物質の影響を受ける。そのため，ベント 終了後に残る放射 線モニ タ 指 示値 から配 管付着分を評価し，ベント中の放射線モニタ指示 値から差し引く ことで 配 管 付着 影響を 除去することができる。
第 4 表の評 価条 件 （希 ガス は配管 付着しない ため，よう素に係る評価条件のみ ） 及びフィルタ装 置出口 配 管 への 放射性 物質付着率を「放射性物質の通過量に対して 100 m 当
たり 10 ％ が配 管内 に 均一に付着する」とした場合の評価結果は，230 mSv/h である。

補足 28-6

3.

線量率 から放射 性 物質濃度への換算の 考え方
フィルタ装 置出 口放 射 線モ ニタで の計測値（ γ線強度）は，フィルタ装置出口 配 管内の放射性物 質の核 種 及 びそ の放射 性物質濃度により決まる値である。あらかじめ， フィ
ルタ装置出 口配管 内 の 放射 性物質 濃度と線量率により，換算係数を定めておくこと で，事故時のフ ィルタ 装 置 出口 放射線 モニタの指示値からフィルタ装置出口配管内の放 射性
物質濃度を 把握す る こ とが できる 。
第 4 表の評価条件において評価したフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ用 ）の換
算係数を第 6 表に示す。なお，換算係数の算出過程を以下に示す。
①

平衡炉 心（ サイ ク ル 末期）に おける核 種ごとの炉内希ガスの総量（①）を 解 析により算出す る 。

②

ベント 開始 時間 ま で の減衰を 考慮した 核種ごとの希ガスの総量（ ②）を算出 す る。

③

格納容 器空 間体 積（9800 m 3 ）から核種ご との希ガス量を除し，核種ごとの 放射性物質濃度の 合 計（③ ） を 算出する。

④

上記③ の核 種ご と の 放射性物 質濃度に γ線放出割合を乗じて算出したγ線 線 源強度と第 1 図 の 評価モ デ ル から核種ごとの線 量率の合計（④）を算出する。

⑤

上記③ で求 めた 放 射 線物質濃 度の合算 値を④で求めた線量率の合算値で除 す ことで，換算係 数 を算出 す る 。

第6表

換算係数の算出

炉停止時

19 時間後

放射性物質

内蔵量①

減衰値②

濃度③

（Bq）

（Bq）

（Bq/cm 3 ）2.2×10 19

9.4×10 18

9.6×10 8

線量率④

換算係数

（Sv/h）（（Bq/cm 3 ）／（Sv/h））

5.6×10 0

1.7×10 8

第 6 表の換 算係 数は ，原 子炉停止から 19 時間後にベントを開始した 場合の換算係 数であり，核種 の減衰 に よ り換 算係数 は変化するため，同様の手法で算出した換算係数 の時間変化は第 3 図の グラ フの とおり となる。実際の運用では，手順書に代表的な時間 における換算係 数を表 と し て備 えるな どして適切な評価ができるように準備する。また ，屋外のフィル タ装置 出 口 放射 線モニ タ（高レンジ用）及び建屋内のフィルタ装置出口 放射
線モニタ（ 低レン ジ ） につ いても ，同様の方法で換算係数を算出し，上記の評価が できるように準 備する 。
なお，事故 後に 当該 事 故の 状態を 詳細に把握 し，換算係数の再評価を実施する こ とにより，フィ ルタ装 置 出 口放 射線モ ニタの指示値（Sv/h）の記録から，より精度の高 い放射性物質濃 度（Bq/cm 3 ）を評価することが可能である。

補足 28-7第3図

換算係数の時 間推移

補足 28-84.

放射性 物質の放 出 量の推定方法(1)

格納容 器雰囲 気放 射線モニタによる推定方法
格納容器雰 囲 気放射 線 モ ニタは，原子炉格 納容器内に存在する放射性物質から の放射線を測定 する もの で ある 。原子 炉格納容器 内には，気相部に浮遊している放 射 性物
質と構造物 等に 沈着 し た放 射性物 質が存在し ており，ベント時に放出される放 射 性物
質濃度を把 握す るこ と で， 放射性 物質の放出 量を推定する。以下に格納容器雰 囲 気放射線モニタ によ る推 定 方法 を示す 。

a.

事前準 備 事項①

平 衡 炉 心 （ サ イ ク ル末 期 ）に おけ る 核 種 ごと の 炉内 内蔵 量 （ Bq） を 解 析 に て求める。

②

ベント 開始時 間 ま での減衰を 考慮した核 種ごとの存在量（Bq）を算出する 。

③

ＭＡＡ Ｐコー ド を 用い，代表的な重大事故時想定 ＊ における主要な放射性 物質の 原 子 炉 格 納 容 器 内 へ の移 行 割 合 （ 気相 部 へ の移 行 割合 ， 沈着 割 合 ） を 求 め ，① 及 び ② で 算 出 し た 核 種ご と の 存 在 量（ Bq） より 壁 面沈 着 分の 放 射 能 量 （ Bq）
及び気相部 の放 射能 量（Bq）を評 価する。

④

検 出 器 位 置 周 辺 に 沈着 し た放 射能 量 （ Bq）及 び 気相 部の 放 射 能 量 （Bq） か ら
検 出 器 へ の 線 量 の 寄 与 （Sv/h） に つ いて ， 検 出 器 の 周 辺の 構 造 を 考 慮し た 線 量評価モデル を用 いて 評価する。

⑤

上 記 の 評 価 結 果 を 用い ， 「格 納容 器 気 相 部に 存 在す る放 射 能 量 （ Bq） 及 び 検
出器位置で の線 量率 （Sv/h）」をあらかじ め用意する。

b.

放射性 物 質の推 定 方法①

プラン トデー タ を確認し，事前に評価する代表的な重大事故時想定 ＊ の中よ り最も事象進展 が近 いも のを選定する 。

②

格 納 容 器 雰 囲 気 放 射線 モ ニタ の 指示 値 （ Sv/h）に 対 し， 事 前に 評 価 し た 代 表的 な 重 大 事 故 時 想 定 に おけ る 「 格 納 容器 気 相 部に 存 在す る 放射 能 量 （ Bq） 及 び
検 出 器 位 置 で の 線 量 率 （Sv/h） 」 を もと に ， 格 納 容 器 気相 部 に 浮 遊 する 放 射 能量（Bq）を 比例 計算 にて求める。

③②より 求めた 格 納 容器気相部 内の放射能 量（Bq）に格納容器圧力 逃がし装 置，
サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ルに お け る ス クラ ビ ン グの 除 去係 数 を考 慮 し 放 出 放 射 能量（Bq）を 求め る。

注記＊： 事前 に評 価する代表的 な重大事 故時想定として，原子炉格納容器内の放射性物質の存在割 合に大きく影響する ＬＯＣＡの発生の有無 等を考慮した複数ケース を評価する。事故時においてはプラントデータ
補足 28-9

を確認し，評価ケースの中より最も近い事象進展を選定し評価を行 う。
なお，上記 手順は，格納容器圧力逃がし装置の使用の可能性がある場
合において，その影響 （概算）を早期に確 認するための手法であ る。
そのため，詳細な値 は事故後に得られた詳細な事象進展，データ を用いて確認する必要があ る。

(2)

フィル タ装置 出口 放射線モニタによる推定方法
フィルタ装 置 出口放 射 線 モニタは，フィル タ装置出口配管に設置されており， ベントによる放 射性 物質 か らの 放射線 を測定する ものである。ベント中に放出され る 放射性物質濃度 とベ ント 流 量を 把握す ることで， 放射性物質の放出量を推定する。 以 下にフィルタ装 置出 口放 射 線モ ニタに よる推定方 法を示す。

a.

事前準 備 事項
5 項で示す 手法 で算 出 した「換算 係数（（Bq/cm 3 ）／（Sv/h））」をあらかじめ 用
意 す る 。 な お ， 核 種 の 減 衰 によ り 換算 係数 は 変 化 する た め， 代表 的 な 時 間に お け る
同 様 な 手 法 で 算 出 し た 換 算 係数 を 表 と して 備 え る など の 対 応 をあ ら か じ め用 意 す る 。

b.

放射性 物 質の推 定 方法①

フィル タ 装置出 口 放 射線モニタの指示 値（Sv/h）に対し，事前に評価した 「換算係数（（Bq/cm 3 ）／（Sv/h））」を乗じ，放 射性物質濃度（Bq/cm 3 ）を求め る。

②①で求 め た放射 性 物 質濃度（Bq/m 3 ）に格納容器圧力から推定されるベント 流量（m 3 /h） を乗じ， 放出 速度（Bq/h）を求め る。

③②の放 出 速度（ Bq/h）をベント実施期 間で積分することにより ，放出放射 能量（Bq）を求 める。

④

事故後 に 換算係 数 を 再評価し，また， 配管付着分のバックグランドを差し 引くことで，よ り精度の 高 い放出放射能量（Bq）を求める。

5.

引用文 献

(1)

Regulatory Guide 1.195,
Methods and Assumptions for Evaluationg
Radiological Consequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power
Reactors ,May 2003
(2) Standard Review Plan6.5.2, Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System ,March 2007
(3) Standard Review Plan6.5.5, Pressure Suppression Pool as a Fission ProductCleanup System ,March 2007

補足 28-10

補足-270-4【原子炉格納施設の設計条件に関する説明書に係る補足説明資料（ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価について）】

補足11
気象資料の代表性について
(1)

はじめに
本評価に係る設置変更許可申請に当たっては，東海第二発電所敷地内で2005年度に観測された風向，風速等を用いて線量評価を行っている。本補足資料では，2005年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性について説明する。

(2)

本評価において2005年度の気象データを用いた理由
新規性基準適合性に係る設置変更許可申請に当り，添付書類十に新たに追加された炉心損傷防止対策の有効性評価で，格納容器圧力逃がし装置を使用する場合の敷地境界における実効線量の評価が必要となった。その際，添付書類六に記載している1981年度の気象データの代表性について，申請準備時点の最新気象データを用いて確認したところ，代表性が確認できなかった。このため，平常時線量評価用の風洞実験結果（原子炉熱出力向上の検討の一環で準備）※が整備されている2005年度の気象データについて，申請時点での最新
気象データにて代表性を確認した上で，安全解析に用いる気象条件として適用することにした。これに伴い，添付書類九（通常運転時の線量評価），添付書類十（設計基準事故時の線量評価）の安全解析にも適用し，評価を見直すこととした（別添1参照）。
※：線量評価には「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」（以下，気象指針という。）に基づき統計処理された気象データを用いる。また，気象データのほかに放射性物質の放出量，排気筒高さ等のプラントデータ，評価点までの距離，排気筒有効高さ（風洞実験結果）等のデータが必要となる。
風洞実験は平常時，事故時の放出源高さで平地実験，模型実験を行い排気筒の有効高さを求めている。平常時の放出源高さの設定に当たっては，吹上げ高さを考慮しており，吹上げ高さの計算に2005年度の気象データ（風向別風速逆数の平均）を用いている。
これは，2011年3月以前，東海第二発電所において，次のように2005年度の気象データを用いて原子炉熱出力の向上について検討していたことによる。
原子炉熱出力向上に伴い添付書類九の通常運転時の線量評価条件が変更になること（主蒸気流量の5 ％増による冷却材中のよう素濃度減少により，換気系からの気体状よう素放出量の減少等，別添2参照），また，南南東方向（常陸那珂火力発電所方向），北東方向（海岸方向）の線量評価地点の追加も必要であったことから，中立の大気安定度の気流条
件での風洞実験を新たに規定した「（社）日本原子力学会標準

発電用原子炉施設の安全解析における放出源の有効高さを求めるための風洞実験実施基準：2003」に基づき，使用済燃料乾式貯蔵建屋，固体廃棄物作業建屋等の当初の風洞実験（1982年）以降に増設された建屋も反映し，2005年度の気象データを用いて風洞実験（別添3参照）を実施した。
東海第二発電所の添付書類九では，廃止措置中の東海発電所についても通常運転状態を仮定した線量評価を行っている。この評価においては，1981年度と2005年度の気象データ
補足11-1

から吹上げ高さを加えて評価した放出源高さの差異が，人の居住を考慮した線量評価点のうち線量が最大となる評価点に向かう風向を含む主要風向において僅かであったため，従来の風洞実験(1982年)の結果による有効高さを用いることにした（別添4参照）。

(3)

2005年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性
線量評価に用いる気象データについては，気象指針に従い統計処理された1年間の気象データを使用している。気象指針（参考参照）では，その年の気象がとくに異常であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましいとしている。
以上のことから，2005年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データと比較し，以下の(a)(b)について確認する。
(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度

(b)

異常年検定

(4)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度と異常年検定の評価結果(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度の最新の気象との比較※
想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005年
度）と最新の気象（2015年度）との比較を行った。その結果，2005年度気象での相対濃度＊は2.01×10-6 s/m3，2015年度気象では2.04×10-6 s/m3である。2005年度に対し2015年
度の相対濃度は約1 ％の増加（気象指針に記載の相対濃度の年変動の範囲30 ％以内）であり，2005年度の気象データに特異性はない。
※：排気筒放出における各方位の1時間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が97 ％に当たる相対濃度を算出し，各方位の最大
値を比較

(b)

異常年検定

ⅰ. 検定に用いた観測記録検定に用いた観測記録は第7−1表のとおりである。
なお，参考として，最寄の気象官署（水戸地方気象台，小名浜特別地域気象観測所）の観測記録についても使用した。

補足11-2

第7−1表検定に用いた観測記録

統計年※1

検定年

観測地点※2① 2001年4月〜2013年3月

・敷地内観測地点（申請時最新10年分の気象データ）

2005年度：（地上高10 m,81 m,140 m）
・敷地内観測地点

2005年4月〜（地上高10 m,81 m,140 m）② 2004年4月〜2016年3月

2006年3月＜参考＞（最新10年分の気象データ）

・水戸地方気象台
・小名浜特別地域気象観測所※1：2006年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上81 mは東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価
ⅱ. 検定方法
不良標本の棄却検定に関するＦ分布検定の手順により異常年検定を行った（別添5参照）。
ⅲ. 検定結果（①〜⑯棄却検定表参照）

検定結果は第7−2表のとおりであり，最新の気象データ（2004年4月〜2016年3月）を用いた場合でも，有意水準（危険率）5 %での棄却数は少なく，有意な増加はない。また，最寄の気象官署の気象データにおいても，有意水準（危険率）5 %での棄却数は少なく，
2005年度の気象データは異常年とは判断されない。

第7−2表

検定結果
棄却数

敷地内観測地点
検定年

統計年※1

参

考
小名浜特

地上高

地上高

地上高

水戸地方

10 m

81 m※2

140 m

気象台

①

1個

0個

3個

−

−

②

3個

1個

4個

1個

3個

別地域気
象観測所

2005年度※1：①：2001年4月〜2013年3月（申請時最新10年分の気象データ）②：2004年4月〜2016年3月（最新10年分の気象データ）
2006年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上81 mは東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価
補足11-3(5)異常年検定による棄却項目の線量評価に与える影響
異常年検定については，風向別出現頻度17項目，風速階級別出現頻度10項目についてそ
れぞれ検定を行っている。
線量評価に用いる気象（2005年度）を最新の気象データ（2004年4月〜2016年3月）にて検定した結果，最大の棄却数は地上高140 mの観測地点で27項目中4個であった。棄却された項目について着目すると，棄却された項目は全て風向別出現頻度であり，その方位はＥ
ＮＥ，Ｅ，ＥＳＥ及びＳＳＷである。
ここで，最新の気象データを用いた場合の線量評価への影響を確認するため，棄却された各風向の相対濃度について，2005年度と2015年度を第7−3表のとおり比較した。
ＥＮＥ，Ｅ及びＥＳＥについては2005年度に対し2015年度は0.5〜0.9倍程度の相対濃度となり，2005年度での評価は保守的な評価となっており，線量評価結果への影響を与えない。なお，ＳＳＷについては2005年度に対し2015年度は約1.1倍の相対濃度とほぼ同等であり，また，ＳＳＷは頻度が比較的低く相対濃度の最大方位とはならないため線量評価への影響はない。

第7−3表

棄却された各風向の相対濃度の比較結果

相対濃度※（s/m3）

相対濃度※（s/m3）（2005年度）：Ａ（2015年度）：Ｂ

ＥＮＥ

1.456×10-6

1.258×10-6

0.864

Ｅ

1.982×10-6

1.010×10-6

0.510

ＥＳＥ

1.810×10-6

1.062×10-6

0.587

ＳＳＷ

-6

-6

1.123

風

向

1.265×10

1.421×10比（Ｂ/Ａ）※：燃料集合体落下事故を想定した排気筒放出における，各方位の1時間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が97％に当たる相対
濃度を算出

(6)

結

論

2005年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データとの比較により評価した結果は以下のとおり。
(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005年
度）と最新の気象（2015年度）での計算結果について比較を行った結果，気象指針に記載されている相対濃度の年変動（30 ％以内）の範囲に収まり，2005年度の気象データに特異性はない。

(b)

2005年度の気象データについて申請時の最新気象データ（2001年4月〜2013年3月）及び最新気象データ（2004年4月〜2016年3月）で異常年検定を行った結果，棄却数は少な

補足11-4く，有意な増加はない。また，気象指針にて調査することが推奨されている最寄の気象
官署の気象データにおいても，2005年度の気象データは棄却数が少なく，異常年とは判断されない。
(c)

異常年検定にて棄却された風向の相対濃度については，最新気象データと比べて保守的，あるいは，ほぼ同等となっており，線量評価結果への影響を与えない。
以上より，2005年度の気象データを線量評価に用いることは妥当である。

補足11-5

補足11-6

補足11-7

補足11-8

補足11-9

補足11-10

補足11-11

補足11-12

補足11-13

（参考）「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」の解説X.での記載

1．気象現象の年変動
気象現象は，ほぼ1年周期でくり返されているが，年による変動も存在する。このため，想定事故時の線量計算に用いる相対濃度についてその年変動を比較的長期にわたって調査してみると，相対濃度の平均値に対する各年の相対濃度の偏差の比は，30 ％以内であった。
このことから，1年間の気象資料にもとづく解析結果は，気象現象の年変動に伴って変動するものの，その程度はさほど大きくないので，まず，1年間の気象資料を用いて解析することとした。
その場合には，その年がとくに異常な年であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましい。また，2年以上の気象資料が存在する場合には，これを有効に利用することが望ましい。

補足11-14

別添1
安全解析用気象データ及び風洞実験結果変更経緯について

新規制基準適合性審査変更申請

添付書類十ＬＯＣＡ時注水機能喪失での格納容器圧力逃がし装置／耐圧強化ベント系からの放出の実効線量評価が必要になった。

添付書類六
従来の安全解析用の気象データ(1981年度)の代表性が示せないことが分かった。

原子力学会風洞実験
実施基準:2003制定

新風洞実験結果
過去に原子炉熱出力向上の検討のために，2005年度の気象データ(代表性確認済)を用いた平常時の風洞実験を実施していた。事故時の風洞実験も実施しており，最新データを申請に反映するため，これを利用することとした。

平常時，事故時の風洞実験結果があり，代表性が確認されている2005年度のデータを安全解析用の気象データとすることにし
た。

添付書類六
・2005年度の気象データに
変更

本文九号
添付書類九
・2005年度の気象データ，
新風洞実験結果を用いた評価に変更

補足11-15

本文十号
添付書類十(重大事故の評価も含む)
・2005年度の気象データ，新風洞実験結果による相対濃度，相対線量を用いた評価
に変更

別添2
平常時の気体状よう素放出量について

平常時の気体状よう素放出量の主要な放出経路である換気系からの放射性よう素放出量は，「発電用軽水型原子炉施設周辺の線量目標値に対する評価指針」に基づき，換気系の漏えい係
数に冷却材中の放射性よう素濃度を乗じて求めている。
一方，冷却材中の放射性よう素濃度は，次式により求めている。例えば，ここで主蒸気流量
ＦＳが増加した場合γが増加するため，放射性よう素濃度は減少する。

Ｉi:核種iの炉心燃料からの漏えい率（Bq/s)
ｆ :全希ガス漏えい率（1.11×1010）
Ｙi:核種iの核分裂収率（％）
λi:核種iの崩壊定数（s-1）
Ａi:核種iの冷却材中濃度（Bq/g)
Ｍ :冷却材保有量（g）
β :原子炉冷却材浄化系のよう素除去率（s-1）

ＤＦ:原子炉冷却材浄化系の除染係数
ＦＣ:原子炉冷却材浄化系流量（g/s)γ :よう素の主蒸気への移行率（s-1）

ＣＦ:よう素の主蒸気中への移行割合
ＦＳ:主蒸気流量（g/s)
前述の換気系の漏えい係数は変わらないため，放射性よう素濃度の減少に伴い気体状よう素放出量は減少する。

補足11-16

別添3
東海第二発電所風洞実験結果の概要について

風洞実験結果は，参考文献「東海第二発電所大気拡散風洞実験報告書」（平成25年12月，三菱重工業株式会社）で公開している。風洞実験結果の概要を以下に示す。
なお，風洞実験は「（社）日本原子力学会標準

発電用原子炉施設の安全解析における放出源の有効高さを求めるための風洞実験実施基準」（2003年6月，社団法人 日本原子力学会）に基づき実施している。
その後，風洞実験実施基準:2003は改訂され風洞実験実施基準:2009が発刊されているが，実験の要求事項は変更されておらず，複雑地形の発電所で風洞実験で求めた有効高さを用いて大気拡散評価を行う際の留意点，野外拡散実験結果と野外拡散条件を模擬した風洞実験結果を用
いて平地用の基本拡散式（ガウスプルーム拡散式）で評価した結果の比較等の参考事項が追加されたもので，2005年に実施した風洞実験結果は風洞実験実施基準:2009も満足している。
1.

実験手順

(1)

大気安定度で中立（Ｃ〜Ｄ）注）に相当する条件になるように風洞実験装置(第1図参照)内の気流（風速分布，乱流強度分布）を調整する（第2図参照）。

(2)

排気筒有効高さを決定するスケールを作成するため，風洞実験装置内に縮尺模型を入れないで高度を変えて模型排気筒からトレーサガス（ＣＨ４）を放出し，地表濃度を測定する
平地実験を実施する（第3図参照）。

(3)

風洞実験装置内に縮尺模型（1／2000，風下10km）を入れ，所定の高度の模型排気筒からトレーサガスを放出し，地表濃度を測定する模型実験を行い平地実験結果と照合し，排気筒有効高さを求める（第4図参照）。これにより，建屋，地形の大気拡散に及ぼす影響を把握する。

第1図 風洞実験装置

注）風洞実験の気流条件を大気安定度で中立相当にする効果について
風洞実験装置内の気流は，風洞測定部入口付近に設置した表面粗度模型で調整している。
初期の風洞実験では，アングル鋼等を用いて気流の乱れを与えており，中立よりも安定側の補足11-17

気流状態になっていたが，風洞実験の知見が蓄積されるに従い専用の表面粗度模型（スパイア）が製作，採用されるようになり，風洞実験実施基準を制定した時期には中立相当の気流状態に調整できるようになった。
このため，放出源高さが同じ事故時の排気筒有効高さを比較すると，1982年の風洞実験の80〜110 mに対し，今回は95〜115 mと高く評価されている。今回の風洞実験では中立の大気安定度（Ｃ〜Ｄ）を再現したため，建屋模型がない平地の気流の乱れが大きくなり，建屋模型の追加により生じる気流の乱れの影響が相対的に小さく，見掛け上の放出源高さの減少が小さくなったためと推定される。前回は，Ｄ〜Ｅの大気安定度に相当する気流の乱れであり，建屋模型の追加で生じる気流の乱れが大きく作用して，見掛け上の放出源高さの減少が大きくなったと考えられる。
一方，平常時の排気筒有効高さを比較すると，1982年の風洞実験の120〜180 mに対し，今回は150〜220 mと高く評価されている。これは，上記の気流の調整方法の違いによる影響に加え，気象データの変更及び吹出し速度の増加（14 m/sから16 m/sに増加）により模型実験
時の放出源高さが大きくなった影響によると推定される。
第5図及び第6図に1982年の平地実験の結果，模型実験結果の一例を示す。

補足11-18

2.

放出源高さ
放出源高さは，事故時は通常の換気系は運転されないと想定し，排気筒実高Ｈ01＝ＨＳ，平常時は換気系の運転による吹上げ効果を考慮し，次式のように排気筒実高に吹上げ高さを加えた放出高さＨ02とする。ここで，1/Ｕには，2005年度の気象データを用いた。第1表に風洞実験の放出源高さを示す。
Ｈ02＝ＨＳ＋ΔＨ

W
D
U

ΔH

3

ＨＳ

：排気筒実高（m）

Ｄ：排気筒出口の内径（m）

Ｗ：吹出し速度（m/s）

1/Ｕ：風速逆数の平均（s/m）

第1表

放出源高さ

補足11-193.

排気筒有効高さ
縮尺模型を入れない平地実験と縮尺模型を入れた模型実験（平常時及び事故時）の結果か
ら，第4図のように求めた排気筒有効高さを第2表に示す。
第2表

排気筒有効高さ

補足11-20

注）野外の相当高さで400mまでは風速分布，乱れ分布を再現する。

注）鉛直方向拡散幅は大気安定度が中立に相当する値（Ｃ〜Ｄ）になっている。水平方向拡散
幅もほぼ大気安定度が中立に相当する値（Ｃ〜Ｄ）になっている。
第2図

気流条件調整結果

補足11-21

注)プロットがないカーブ
は，実験結果から内挿して求めている。

第3図

平地実験結果補足11-22ｚ

評価距離以遠で最小と評価される放出源
高さを排気筒有効高さとする⇒190 m

第4図

排気筒有効高さの求め方（風向：Ｓ，平常時の例）

補足11-23

１０００

１００

１０

１

第5図

1982年風洞実験の平地実験結果

補足11-24

非居住区域境界

評価距離以遠で最小と評価される放出源
高さを排気筒有効高
さとする
⇒160m

注）

○は参考評価第6図

1982年風洞実験の模型実験結果の一例（風向：Ｓ，平常時の例）

補足11-25

別添4
東海発電所の排気筒有効高さについて

東海第二発電所の添付書類九では，廃止措置中の東海発電所についても通常運転状態を仮定した線量評価を行っている。ここでは，排気筒有効高さは1982年に実施した風洞実験結果を使用している。
風洞実験実施基準：2003の解説「2.原子炉増設の際の実験の必要性について」※1では，建屋配置から増設建屋の影響が大きいと考えられる，既設・増設建屋の並びに直角な風向と，既設排気筒と増設建屋を結ぶ風向で風洞実験を行い，有効高さの変動が10 ％以内であれば従来の風洞実験結果を継続使用できるとしている。これを参考に，平常時の線量評価にあたり人の居住を考慮した希ガスによる線量評価点のうち線量が最大となる評価点（ＳＷ方向）に向かう風の風
向を含む主要風向において，風洞実験で用いる放出源高さを1981年度と2005年度気象データから求め比較した結果＋5～－3 ％と変動が10 ％以内であった。放出源高さと有効高さはほぼ比例である※2ため有効高さの変動も10 ％以内に収まると推定されることから，1982年に実施した風洞実験結果を用いることにした。これに対し，東海第二発電所は＋6～＋14 ％と10 ％を超えていた（下表参照）。
東海発電所
1981年度データ(1982年風洞実験)

2005年度データ

放出高さ
変動割合
(%)

風向頻度(%)(2005年度)

5

3.79

風向

着目方位

N

S

NNE

SSW

30

111

35

116

5

6.60

NE

SW

26

107

25

106

-1

17.88

ENE

WSW

40

121

36

117

-3

8.95

E

W

51

132

48

129

-2

4.32

ESE

WNW

66

147

60

141

-4

2.77

SE

NW

49

130

56

137

5

2.75

SSE

NNW

34

115

47

128

11

4.16

S

N

35

116

40

121

4

4.88

SSW

NNE

36

117

52

133

13

2.43

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

45

126

51

132

排気筒直径(m)2.7←

吹出し速度(m/s)

16←

排気筒高さ(m)81←

補足11-26

（参考)
東海第二発電所
風向

着目方位

1981年度データ(1982年風洞実験)

2005年度データ(2007年風洞実験)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

放出高さ
変動割合
(%)

風向頻度(%)(2005年度)

N

S

73

213

91

231

8

3.52

NNE

SSW

43

183

69

209

14

6.67
18.41

NE

SW

34

174

45

185

6

ENE

WSW

51

191

65

205

7

9.80

E

W

69

209

86

226

8

5.55

ESE

WNW

81

221

102

242

10

3.66

SE

NW

56

196

106

246

26

3.09

SSE

NNW

44

184

78

218

18

3.32

S

N

51

191

67

207

8

4.99

SSW

NNE

47

187

86

226

21

3.13

排気筒直径(m)4.5←

吹出し速度(m/s)

1416

排気筒高さ(m)140←※1：風洞実験実施基準：2003解説抜粋

①
②
①
②

※2：1982年東海発電所風洞実験時の放出源高さと有効高さの関係
平常時風洞実験時の放出源高さと有効高さは，下図のようにほぼ比例関係にあると認められる。これから，放出源高さが10 ％変動したとしても，有効高さの変動は
10 ％以内に収まると推定される。
補足11-27近似式+10%

近似式−10%

補足11-28

別添5
異常年検定法の概要について

Ｆ分布検定の手順により異常年検定を行った。
この検定方法は，正規分布をなす母集団から取り出した標本のうち，不良標本と見られるものをX０(検定年)，その他のものをX１，X２，X３，…Xi，…Xn(比較年)とした場合，X０を除く他のとして，標本の分散から見てX０と との差が有意ならばX０を棄ｎ個の標本の平均を却とする方法である。検定手順を以下に示す。
(1)

仮説:不良標本 X0 と他の標本（その平均値） との間に有意な差はないとする。

(2)

分散比 F0 を計算する。

(3)

検定年は 1 年，比較年は 10 年，有意水準（危険率）は 5 ％として，Ｆ分布表の F 境界値（(4)）を求める。

F0 と F 境界値を比較して，F0＜F 境界値であれば仮説は採択する。具体的には，次のよ
うに棄却限界の上限値と下限値を求め，その範囲に検定年 X0 が収まっているかを確認して検定している。

補足11-29

補足-270-6【圧力低減設備その他の安全設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書に係る補足説明資料】

補足 2

重大事故等時の発生異物量評価について
添付書類「Ⅴ-1-8-4

圧力低減設備その他の安全設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書」に用いる異物量については，原子炉格納容器内の冷却材配管の破断による破損影響範囲内の保温材に加え，原子炉格納容器内の塗装，堆積異物，その他異物及び化学影響生成
異物を考慮している。
本資料では，重大事故等時における圧損評価に用いるこれら発生異物量について説明する。
1.

設計基準事故時に考慮する発生異物量
設計基準事故時においては，原子炉格納容器内の冷却材配管の両端破断による原子炉
冷却材喪失を想定し，配管破断時に破断口周囲の保温材等が破断口から流出した冷却材により破損し，破損した保温材等がドライウェルからサプレッション・プールへ落下し，ECCS ポンプの吸込流によりストレーナに付着する事象を想定している。
設計基準事故時の圧損評価では，「非常用炉心冷却設備又は原子炉格納容器熱除去設備に係るろ過装置の性能評価について（内規）」に準拠し，第１表に示す異物を考慮している。

補足 2-1

第１表 圧損上昇の要因となる異物（設計基準事故時）考慮する異物の種類
一般保温

物量

補足
原子炉格納容器内の繊維質保温材を全て撤

0 m3

（繊維質）
カプセル保温

去済みであるため，考慮しない。

m2（金属反射型）
耐 DBA 仕様塗装

39 kg

破損影響範囲内の全ての保温材の金属箔の物量に余裕を見込んで算出している。
配管破断により発生する塗装として，内規別表第３に示す物量を考慮している。
設計基準事故時の原子炉格納容器内環境における耐性を確認できていない以下の塗装の剥落を想定し，算出している。
空調ダクト 約

粒子状異物

非 DBA 仕様塗装kg

kg

PLR ポンプ電動機 約D/W クーラ 約

kg

kg

D/W クーラファン電動機 約
チェーンブロック類 約
合計

kg
kg

kg を保守的に丸め，kg として圧損評価に用いる。
スラッジ

89 kg

ン・プール内に存在する異物量を想定して堆積異物

堆積異物は通常運転時からサプレッショ

錆片

23 kg

塵土

68 kg

おり，異物管理及び原子炉起動の際の原子炉格納容器内清掃・点検を実施するため，
内規別表第３に示す物量を考慮している。
流路面積を低減させる異物として，内規別

その他異物

ステッカー

m2

表第３に例示されている異物を参考に，現場調査結果から算出している。

補足 2-2

2.

重大事故等時の発生異物量
非常用炉心冷却系統（以下「ECCS」という。）ストレーナの圧損上昇は，異物の付着によりストレーナの流路面積が低減し，流速が上昇することに起因する。
このため，原子炉格納器内環境の高温状態を維持することに伴う発生異物量の増加及び炉心の溶融や原子炉圧力容器の破損に伴う発生異物量の増加について，以下に考察する。
(1) 原子炉格納容器内環境の高温維持に伴う発生異物量の増加について
重大事故等時の原子炉格納容器内環境は，設計基準事故時よりも高温状態が長期間維持されるため，耐 DBA 仕様塗装の剥落による塗装物量の増加が想定される。
このため，設計基準事故時に剥落を考慮している塗装（配管破断時にジェット流で破損する耐 DBA 仕様塗装・非 DBA 仕様塗装）に加え，重大事故等時の環境における耐性が確認できていない耐 DBA 仕様塗装については，全量の剥落を想定する。重大事故等時に発生する塗装の物量を第２表に示す。
第２表 重大事故等時に発生する塗装の物量
異物の種類
耐 DBA 仕様塗装
（ジェット破損）

SA 時

備考
破損塗装が最大となる大破断 LOCA 時を想定

39 kg

するため，設計基準事故時と同様の評価となる。
重大事故等時は設計基準事故時よりも原子非 DBA 仕様塗装

kg

炉格納容器内温度が高くなるため，設計基準
事故時同様，非 DBA 仕様塗装の全剥落を想定する。

塗重大事故等時は設計基準事故時よりも原子炉格納容器内温度が高くなるが，重大事故等時における塗装の耐性が確認できていない

装ため，保守的にドライウェル及びペデスタル
耐 DBA 仕様塗装
（SA 環境剥落）kg（ドライウェル部）内の塗装の全剥落を想定する。
ドライウェル内：
ペデスタル内：合計kg

kg を保守的に丸め，て圧損評価に用いる。

補足 2-3kgkg とし(2) 炉心の溶融に伴う発生異物量の増加について
炉心損傷時においては，周辺被ばく低減のため，pH 制御装置により水酸化ナトリウ
ムをサプレッション・プール水へ添加することから，冷却材中の水酸化ナトリウムと原子炉格納容器内に存在する構造物（反応性の高い Al 又は Zn を含むもの）との化学反応により発生する異物（化学影響生成異物）を新たに考慮する必要がある。
PWR プラントにおいて化学影響生成異物の発生量評価に使用している WCAP-16530＊1
では，原子炉格納容器内に存在する Al，Zn を含有する構造物の表面積に対して，溶解速度（温度，pH に依存）を掛けることで，Al，Zn の溶解量を算出し，溶解した Al，Zn
がすべて水酸化物として析出することとして評価している。
東海第二発電所における化学影響生成異物の発生量は，PWR プラントの評価を参考に，下記も考慮して評価を行っている。
① ドライウェル及びペデスタル（ドライウェル部）の構造物は，塗装剥落後の金属表面からの金属の溶解を考慮する。
② 溶解速度算出において，pH が保守的に高く維持されるとして評価する。
③ WCAP-16530 では対象外としている Fe についても，炭素鋼の腐食速度

mdm＊2）より溶解量を算出する。
化学影響生成異物の圧損評価においては，JNES-SS-1004＊3 に従い，これらの析出異物（Al，Zn，Fe の水酸化物）を圧損試験代替異物であるオキシ水酸化アルミニウム（AlOOH）の重量へ換算し，圧損試験に用いる。
化学影響生成異物の異物量評価概要について，第３表に示す。
注記＊1：「Evaluation of Post-Accident Chemical Effects in Containment Sump
Fluids to Support GSI-191」（Westinghouse WCAP-16530-NP）
注記＊2：1 か月あたりの腐食速度 mg/(dm2・month)
注記＊3：「サンプストレーナ閉塞事象の化学影響に関する評価マニュアル」（独立行政法人原子力安全基盤機構

補足 2-4

原子力システム安全部

JNES-SS-1004）

第３表 化学影響生成異物の異物量評価概要
種別
Al

化学影響生成溶解量算出手法

主な構造物

WCAP-16530 により，原

保温材外装板，電線管（Al-Zn メッキ）

異物量＊
kg

子炉格納容器内環境
ジンク系塗装，亜鉛メッキ鋼構造物（温度，pH）を考慮しZn（グレーチング等），電線管（Al-Zn メて算出する。

kg

ッキ）
Fe

炭素鋼腐食速度の知

炭素鋼配管・機器類（PCV 内面，ドラ

見から算出する。

イウェルローカルクーラ等）

kg
kg

合計

↓
kg

注記＊：圧損試験代替異物である AlOOH の重量を示す。
化学影響生成異物量の合計である

kg を保守的に丸め，kg として圧損評価に用いる。
(3) 原子炉圧力容器の破損に伴う発生異物量の増加について
原子炉圧力容器が破損した場合には，溶融デブリや構造物がペデスタル（ドライウ
ェル部）に落下することとなる。しかし，ペデスタル部は溶融デブリを全量保持できる容量を有しており，サプレッション・プールには人通用開口部を経て流入する構造であること，ペデスタル（ドライウェル部）内の構造物は比重が大きいこと（第４表参照）から，人通用開口部を経てサプレッション・プールへ流入することは考えがた
く，仮に比重が小さい異物がサプレッション・プールへ流入した場合でも，比重の小さい異物はサプレッション・プール水面付近に浮遊しており，ストレーナへ到達しな
いと考えられる。
（別紙−２参照）

補足 2-5

第４表 ペデスタル（ドライウェル部）内に存在する構造物の一覧
構造物

材質

比重

ターンテーブルSUS

7.75

ターンテーブル動力機構

SUS

7.75

CRD ハウジング

SUS

7.75

−

CRD 機構

SUS

7.75

−

CRD ハウジングサポート

炭素鋼

7.78

ケーブルトレイ

炭素鋼

7.78

−

存在する構造物は，比重が大きく，

SRNM 案内管

SUS

7.75

−

ペデスタル（ドライウェル部）内に

LPRM 案内管

SUS

7.75

−

沈降すると考えられるため，構造物

TIP 案内管

SUS

7.75

−

自体がサプレッション・プールに流ED サンプ

SUS

7.75

−

入することはないと考えられる＊。

ED サンプクーラ

OFCu

8.94

−

ただし，塗装がされている構造物にED・FD スワンネック

SUS

7.75

−

ついては，ドライウェル同様，全量ED ベントスワンネック

SUS

7.75

−

の剥落を想定する。

スワンネック柵

SUS

7.75

−

（第２表に示すペデスタル内の耐コリウムシールド

塗装
kg

kg

7.75

−

配管類

SUS

7.75

−

計装品

SUS

7.75

−

SUS

7.75

炭素鋼

7.78

サポート類

ペデスタル（ドライウェル部）内に

DBA 仕様塗装
SUS

支持構造物

評価

kg に含まれている。）

kg

ケーブルとしての比重は 1 以上であり，ペデスタ

ケーブル類

銅
被覆材

8.92

ル内に沈降すると考えられる＊。万が一比重の小0.9〜

さい被覆材が流出しても，サプレッション・プー

1.8

ル水面付近に浮遊し，ストレーナに到達しないた
め，圧損に影響しない。

注記＊：ペデスタル（ドライウェル部）内の異物のサプレッション・プールへの異物流入経
路は別紙−２を参照。

補足 2-6

3.

まとめ
以上より，重大事故等時の発生異物量評価についてまとめた結果を第５表に示す。
本発生異物量を考慮して，圧損評価を行う。
第５表 重大事故等時の発生異物量評価
異物の種類

DB

一般保温
保
温
材

SA

原子炉格納容器内に繊維質保温材を使用していないため，薄膜

0 m3

（繊維質）

補足

効果を生じることはない。
破損保温材が最大となる大破断 LOCA 時を想定し，ＤＢ時の算

カプセル保温2m（金属反射型）出方法より更に保守的に破損影響範囲内の破損影響範囲内の全ての保温材の金属箔の物量に余裕を見込んで算出している。

耐 DBA

破損塗装が最大となる大破断 LOCA 時を想定するため，設計基

仕様塗装

39 kg

準事故時と同様の評価となる。

（ジェット破損）

塗

重大事故等時は設計基準事故時よりも原子炉格納容器内温度

非 DBA

kg

仕様塗装
装

が高くなるため，設計基準事故時同様，非 DBA 仕様塗装の全剥落を想定する。
重大事故等時は設計基準事故時よりも原子炉格納容器内温度

耐 DBA
仕様塗装

が高くなるが，重大事故等時における塗装の耐性が確認できて−kg（SA 環境剥離）

いないため，保守的にドライウェル内の塗装の全剥落を想定す
る。

堆
積
異
物

スラッジ

89 kg

錆片

23 kg

塵土

68 kg

堆積異物は通常運転時からサプレッション・プール内に存在する異物量を想定しており，異物管理及び原子炉起動の際の原子炉格納容器内清掃・点検を実施するため，内規別記３に示す異物を適用する。
WCAP 手法等により，Al，Zn，Fe を含有する原子炉格納容器内構
造物の溶解・析出を想定する。構造物の溶解速度が保守的とな

化学影響生成異物−kgるよう，原子炉格納容器内温度が最大となる大破断 LOCA 時注
水機能喪失時の温度変化を包絡する条件とし，pH は高く維持されるものとして算出する。
原子炉格納容器環境で破損するステッカー類（流路面積を低減

m2

その他異物

させ，圧損上昇に影響するもの）について，現場調査に基づき，物量を算出する。
構造物の塗装剥落及び化学影響生成異物について考慮する。な

ペデスタル内構造物−

0 m2

お，ペデスタル内構造物自体は圧損上昇の要因となる異物とならない。

補足 2-7

別紙−１

重大事故等時の発生異物量算出方法について
重大事故等時において追加発生を考慮する耐 DBA 仕様塗装の塗装重量及び化学影響生成
異物の発生量は，いずれも原子炉格納容器内の構造物の表面積を基に算出している。
このため，以下では，原子炉格納容器内の構造物の表面積の算出について示したのち，
耐 DBA 仕様塗装の塗装重量及び化学影響生成異物の発生量について示す。
1.

原子炉格納容器内の構造物の表面積について
重大事故等時において新たに発生が想定される，耐 DBA 仕様塗装量及び化学影響生成
異物量の算出のため，原子炉格納容器内の構造物の表面積調査の概要及び調査結果を示す。
1.1 調査概要
原子炉格納容器内の構造物のうち，以下に該当する構造物の表面積を算出する。
調査対象を第別１−１表に示す。
第別１−１表 原子炉格納容器内の調査対象
発生異物

調査対象

耐 DBA 仕様塗装

化学影響生成異Al

物＊1

代表的な構造物

ドライウェル又はペデスタル

PCV 壁面・床面（ドライウェル部）に設置され機器類ており，耐 DBA 仕様塗装がされ配管・弁類ている構造物。

架台・サポート類

アルミニウム，又は Al を含む

保温材外装板合金メッキの構造物

電線管＊2
計測器

Zn

亜鉛メッキ鋼，Zn を含む合金メ

グレーチングッキの構造物，及びジンク系塗

電線管＊2装を使用した構造物
Fe

炭素鋼材料の構造物，亜鉛メッ

耐 DBA 仕様塗装がされた

キ鋼の構造物

構造物のうち，炭素鋼材
料の構造物

注記＊1：ドライウェル又はペデスタル（ドライウェル部）に設置されている塗装された構造物については，重大事故等時において塗装の全量剥落を想定するため，下地の金属材料からの溶解を考慮する。
注記＊2：電線管に使用している Al-Zn めっきは，Al：Zn の重量比が％：であるため，全表面積を Al，Zn の重量比で按分して評価する。
補足 2-8％

1.2 表面積の算出手順抽出された対象構造物の表面積の算出に当たっては，構造図等の設計図面を用いて，以下のように算出する。構造物の表面積算出方法を第別１−２表に示す。
第別１−２表 構造物の表面積算出方法
No.
1

設備種別
PCV 関係算出方法
構造図等を用いて，構成部品単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて設備の表面積とする。

2

配管・弁類

配管図を用いて，配管外周，配管長から配管の表面積を算出する。弁類についても配管と同様に表面積を算出する。

3

配管サポート【大口径（65A 以上）】
サポート図を用いて，配管サポートの構成部材単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて配管サポートの表面積とする。
【小口径（50A 以下）】
配管口径ごとに設定した代表形状の配管サポートの表面積とサポート点数を掛け合わせ配管サポートの表面積とする。
代表形状の配管サポートの表面積は，構成部材単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて算出する。
また，サポート点数は，配管図を用いて，配管長，サポート
間隔（最も短いサポート間隔を用いる）から算出する。

4

ダクト類

ダクト図を用いて，ダクト外周（折込部も外周として加算する），ダクト長さから表面積を算出する。

5

電線管

【電線管】
電線管配置図を用いて，外周，長さから表面積を算出する。
【電線管サポート】
代表形状の電線管サポートの表面積とサポート点数を掛け合わせ電線管サポートの表面積とする。
代表形状の電線管サポートの表面積は，構成部材単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて算出する。
また，サポート点数は，電線管は位置図を用いて，電線管長，サポート間隔（最も短いサポート間隔）から算出する。

6

機器

構造図等を用いて，構成部品単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて設備の表面積とする。

7

その他

構造図等を用いて，構成部品単位の表面積を算出し，それらを足し合わせて設備の表面積とする。
（チェーンブロック モノレール等）
補足 2-9

1.3 調査結果
ドライウェル内の構造物の表面積調査結果を第別１−３表に，ペデスタル（ドライウェル部）の構造物の表面積調査結果を第別１−４表に，サプレッション・チェンバ内の構造物の表面積調査結果を第別１−５表に示す。
第別１−３表 ドライウェル内構造物及び表面積一覧

分類

構造物

構造物

耐 DBA 仕様

表面積

塗装面積

2

（m2）

（m ）
PCV 関係

フランジ部
ライナ円錐部
ドライウェルスプレイ管
ドライウェル上部
シヤラグ
ドライウェル下部
シヤラグ
ジェットデフレクタ
ハッチ類
ドライウェルスプレイ
サポート
原子炉遮へい壁PCV スタビライザ
RPV スタビライザ
バルクヘッドプレート
燃料交換ベローズ
ドライウェルビーム
シート
ドライウェル貫通部
貫通部保温材外装板
原子炉圧力容器基礎
ドライウェル床面
RPV 保温材外装板
グレーチングラジアルビームストラクチャ
サポートスチール
補足 2-10

溶解表面積（m2）

Al

Zn

Fe

分類

構造物

PCV 関係

RPV 支持スカート内側

（続き）

下鏡外面

構造物

耐 DBA 仕様

表面積

塗装面積

（m2）

（m2）

溶解表面積（m2）

Al

Zn

Fe

その他構造物
配管・弁類

配管・弁
保温材外装板配管サポート大口径配管サポート
小口径配管サポート
操作架台
鉄板遮蔽

ダクト類

ダクト
ダクトサポート
ダクトドレン

電線管

電線管
電線管サポート

機器

PLR ポンプ（A）電動機(PLR ポンプ)

PLR ポンプ（B）電動機

機器

D/W クーラファン(D/W クーラ)

D/W クーラ、ファン電動
機

その他

計器類
チェーンブロックモノレール，サポート
追加サポート合計1

注記＊：非 DBA 仕様塗装を使用している。物量については，第１表に示す。

補足 2-11

第別１−４表 ペデスタル（ドライウェル部）内構造物及び表面積一覧

分類

構造物

構造物

耐 DBA 仕様

表面積

塗装面積

2

（m2）

（m ）
PCV 関係

原子炉圧力容器基礎
CRD レストレントビーム
CRD レストレント
支持金具
ペデスタル床面

配管・弁類

配管・弁
保温材外装板配管サポート大口径配管サポート
小口径配管サポート

機器

プラットホーム（CRD 交換機）

グレーチング
旋回レール
プラットホーム

その他

計器類
その他
合

計

補足 2-12溶解表面積（m2）

Al

Zn

Fe

第別１−５表 サプレッション・チェンバ内構造物及び表面積一覧
構造物
分類

構造物

表面積
（m2）

PCV 関係

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ
クエンチャサポート
真空破壊弁
アクセスハッチカバー，プラットホームサプレッション・チェンバ
プラットホーム

その他

計器類
合

計

補足 2-13

塗装面積（m2）

溶解表面積（m2）

Al

Zn

Fe

2.

重大事故等時において追加発生を考慮する耐 DBA 仕様塗装の発生量
重大事故等時には，設計基準事故時よりも高温状態が長期間維持されるが，重大事故等時における塗装の耐性が確認できていないため，追加発生を考慮する耐 DBA 仕様塗装
としては，ドライウェル及びペデスタル（ドライウェル部）に設置する構造物の塗装の全量剥落を想定する。
塗装重量は，ドライウェル及びペデスタル（ドライウェル部）内の塗装されている構
造物の表面積に，塗装膜厚及び塗装密度を掛けることで算出する。
SA 環境において剥落すると想定した耐 DBA 仕様塗装の算出結果を第別１−６表に示す。
第別１−６表 耐 DBA 仕様塗装物量（SA 環境剥落分）の算出結果
構造物の全表面積＊1（m2）
耐 DBA 仕様塗装
（ドライウェル）

塗装膜厚
（mm）

塗装要領
より個別
に設定し
ている。

耐 DBA 仕様塗装
（ペデスタル）

塗装密度（g/cm3）

塗装重量＊3
（kg）

＊2

合 計
注記＊1：原子炉格納容器内の構造物の表面積算出については，別紙に示す。
注記＊2：エポキシ系塗装の密度の代表値として
注記＊3：塗装重量の算出においては，保守的に裕度

g/cm3 と設定している。
倍を見込んで算出する。

以上より，ドライウェル及びペデスタル（ドライウェル）部に存在する塗装の全量である

kg を保守的に丸め，kg とする。

補足 2-143.

化学影響生成異物の発生量
化学影響生成異物の発生量は，pH 制御装置によりサプレッション・プール水に添加された水酸化ナトリウムと原子炉格納容器内に存在する構造物（Al，Zn，Fe を含むもの＊）との化学反応により生成する量を，WCAP-16530 及び JNES-SS-1004 に基づき算出する。
注記＊：原子力安全基盤機構の調査では，国内プラントは従来から化学影響の主要因と考えられているアルミニウムや断熱材の腐食に加え，炭素鋼と亜鉛メ
ッキ鋼腐食の影響が大きくなる傾向が示唆されており，JNES-SS-1004 にて提案している化学影響評価手法においても，Zn と Fe の影響を考慮することが推奨されている。
3.1 算出手順
WCAP-16530 に規定されている化学影響生成異物の発生量（析出量）の計算手順
は，原子炉格納容器内に存在する構造物（Al，Zn を含むもの）の表面積に対し，原
子炉格納容器 環境条件（温度，pH）を考慮して算出した溶解速度式を掛けること
で，Al，Zn の溶解量を算出する。また，WCAP-16530 では対象外としている Fe についても，Al，Zn 同様に炭素鋼の腐食速度から溶解量を算出する。
化学影響生成異物による圧損評価においては，JNES-SS-1004 より，析出物と同等の圧損影響がある圧損試験代替物（AlOOH）の量に換算し，圧損試験に用いる。
圧損評価に使用する化学影響生成異物量の算定フローを，第別１−１図に示す。

第別１−１図 化学影響生成異物量の算定フロー

補足 2-15

3.2 環境条件及び物質条件
溶解速度式の環境条件を第別１−７表に示す。また，原子炉格納容器内に存在する構造物のうち，Al，Zn，Fe を含む構造物の表面積の調査結果を第別１−８表に示す。
第別１−７表 想定する原子炉格納容器環境条件
項目

評価条件

想定シナリオ

大破断 LOCA＋ECCS 機能喪失＋SBO（代替循環冷却を使用する場合）

評価期間

事故発生から 30 日間（720 時間）＊
【ドライウェル】【サプレション・プール】

原子炉格納容器内温度【ドライウェル】【サプレッション・プール】
S/P スプレイ水の pH

注記＊：事故発生から 30 日以降は，逆先等によるストレーナの性能回復が十分可能であることから，30 日時点の異物量を単一ストレーナに付着する想定は保守的である。

第別１−８表 Al，Zn，Fe を含む構造物の表面積Al（m2）
ドライウェルペデスタル（ドライウェル部）
サプレッション・チェンバ合計

補足 2-16Zn（m2）

Fe（m2）

3.3 溶解量評価
3.3.1 アルミニウム（Al）の溶解速度
Al の溶解速度式における係数を第別１−９表に示す。
第別１−９表 Al の溶解速度式における係数
元素
Al

溶解速度式

単位

RR = 10^[A+B(pHa)+C(1000/T)+
D(pHa)^2+E(pHa)/(1000/T)]

2

mg/(m ・min)

係数
A
B
C
D
E

3.3.2 亜鉛（Zn）の溶解速度
Zn の溶解速度式と係数を第別１−１０表に示す。
第別１−１０表 Zn の溶解速度式における係数
元素
Zn

溶解速度式

単位

RR = 10^[A+B(pHa)+C(1000/T)+
D(pHa)^2+E(pHa)/(1000/T)]

mg/(m2・min)

係数
A
B
C
D
E

3.3.3 炭素鋼（Fe）の溶解速度
炭素鋼の溶解速度は WCAP-16530 に記載されていないことから，炭素鋼の腐食速度の文献値＊1 である

mdm（mg/dm2・month）（

を用いて溶解量を評価する。
注記＊1：E.G. Brush，W.L. Pearl， Corrosion and Corrosion Product Releasein Neutral Feedwater，Corrosion，28，129-135（1972）

注記＊2：炭素鋼の腐食は，事故時に想定されるアルカリ環境において，純水環境よりも抑制されるが，保守的に純水における腐食速度を適用する。
丹野和夫，湊昭火力および BWR 発電プラントにおける腐食による障害と水処理

補足 2-17

3.4 溶解量の評価
Al，Zn，Fe を含む構造物の表面積及び溶解速度から，各金属の溶解量を算出する。また，WCAP-16530 及び JNES-SS-1004 に基づき，溶解した金属全てが水酸化物として析出すると想定する。各金属の溶解量及び生成することが想定される析出物を第別１−１１表に示す。
第別１−１１表 各金属の溶解量と想定される析出物
溶解速度
想定される
表面積
溶解量
材料
（mg
/m2・
2
(m ）
（kg）
析出物
min）
アルミニウム（Al）

AlOOH

亜鉛（Zn）

Zn(OH)2炭素鋼（Fe）

FeO(OH)

3.5 化学影響生成異物量の評価結果
圧損試験においては，各金属の溶解量と同等の圧損影響となるオキシ水酸化アルミ
ニウム（AlOOH）を使用するため，各金属の溶解を換算し代替物量（AlOOH 相当量）を求める。
3.5.1 代替物量評価
各金属の AlOOH への換算係数（JNES-SS-1004 規定されている換算係数）を第別１−１２表に示す。
第別１−１２表 各金属の Al への換算係数
材料

Al への換算係数

アルミニウム（Al）

1

亜鉛（Zn）

0.2

炭素鋼（Fe）

2

補足 2-18

3.5.2 化学影響生成異物量評価結果
各金属の溶解量及び圧損試験に用いる代替物量（AlOOH）の算出結果を第別１−１３表に示す。
第別１−１３表 各金属の溶解量及び圧損試験代替物量
化学影響生成異物量
元素

溶解量（kg）

換算係数

アルミニウム（Al）

1

亜鉛（Zn）

0.2

炭素鋼（Fe）

2

代替物量（kg）

合 計

以上より，圧損評価に用いる化学影響生成異物量としては，代替物量の合計値
kg を保守的に丸めたkg とする。

補足 2-19

別紙−２

ペデスタル（ドライウェル部）から
サプレッション・プールへの異物流入経路について
ペデスタル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）内で発生した異物のサプ
レッション・プールへの流入経路は，以下のとおりである。流入経路の概要図を第別２−１図に示す。
① 代替循環系冷却ポンプを運転する事象発生から 1.5 時間後においては，破断口から代替循環冷却系ポンプの流量（250 m3/h）相当の水がペデスタルへ流入する。
② ペデスタルの水位が上昇し，人通用開口部を超えた場合，上澄みがドライウェルへ流出する。これに伴い，水面付近の比重が小さい異物がドライウェルへ移行する。
③ ドライウェルの水位が上昇し，ベント管を通じてサプレッション・チェンバへ流入するが，その流入速度が小さいため，比重が小さい異物はサプレッション・プ
ール水面に留まる。
以上より，ペデスタルからサプレッション・プールへ移行し得る比重が小さい異物は，水面付近に存在するものであり，これらの異物がサプレッション・プールへ移行したとしても，サプレッション・プール水面付近に存在することから，ストレーナへ到達する可能性は低いと考えられる。また，比重が大きい異物についてはペデスタル内に沈降し，ドラ
イウェルへ移行することはないと推測される。

補足 2-20

第別２−１図 ペデスタル内異物のサプレッション・プールへの流入経路
注記＊：代替循環冷却ポンプ流量（250 m3/h）とした場合の S/C への流入速度は 0.002 m/s 程度となる。
〔（250 m3/h／3600）／（π／4×0.5972×108 本）＝0.002297 m/s→ 0.002 m/s〕

補足 2-21補足 5

1. 圧力低減設備その他の安全設備のポンプ(1) 代替循環冷却系ポンプの有効吸込水頭について
代替循環冷却系ポンプ（評価流量：250 m3/h）
記載内容
項目
Ha：吸込み液面に作用する絶対根拠

値
保守的に吸込み液面に作用する絶対圧力は大気圧とし，m としている。

圧力
静水頭は，以下の差分
Hs：吸込揚程●水源の E.L.：m としている。
m（サプレッション・プールの最低水位）

水源の E.L.としては，サプレッション・プールの低水位管理値を保守的に丸めた値とした。
●ポンプの吸込み口高さ：m

サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプまでの配管及び弁類圧損は，代替循環冷却系ポンプが以下の流量＊1 で運転することを想定する。
この場合，サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプまでの配管及び弁類圧損の合計値は，m となる。

3

H1：ポンプ吸込配管圧損●代替循環冷却系ポンプ：250 m /h×1 台
ポンプ吸込配管中の圧力損失水頭は，圧損合計値よりm に設定する。

注記＊1：サプレッション・プールから代替循環冷却系ポンプの吸込配管は，単独取水する配管構成となっているため，他の非常用炉心冷却設備のポンプの運転流量を圧損計算上で考慮する必要はない。
H2：異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損

異物付着なしの状態におけるストレーナ圧損を，以下に示す。[算出条件：残留熱除去系ポンプの評価流量(1691.9 m3/h）を使用]●ストレーナ本体部圧損：m

異物付着による圧損上昇は，以下の数値を合計して求める。 [算出条件：残留熱除去系ポンプの評価流量(1691.9 m3/h）を使用]●金属保温異物による圧損上昇：＊2m●粒子状の異物

及び化学影響生成異物による圧損上昇：

合計値であるm としている。

m

注記＊2：PCV 内の繊維質保温材はすべて撤去しているため考慮する必要はないが，試験装置の制約上

mm 相当の繊維質を考慮し，NEDO-32721 式より算出している。

NEDO-32721 式における d 値は，ストレーナ圧損試験結果から下式にて求める。
・繊維質異物，粒子状異物付着による圧損
H3：異物付着による圧損上昇

d ＝

μ U t

Kh

ρ g

h

＝

(m)

ここで，
h＝

(ft) ，μ＝），U＝（ft/s），ｔ＝(ft) ，ρ＝）g ＝32.2(ft/s2)，Kh ＝
ここで算出されたｄ値に基づき，事故時の環境を想定した圧損評価を実施している。
h＝

μ U t
ρ g d2Kh ＝(m)

補足 5-1代替循環冷却系ポンプ（評価流量：250 m3/h）
ここで，d＝(m)，μ＝），U＝(m/s)，ｔ＝(m2)，ρ＝

g＝9.80665(m/s2)，Kh＝・化学影響生成異物による圧損
h3＝h2−h1＝

−

＝

(m)

ここで，
h1：AlOOH 投入直前の圧損＝（m）

h2：AlOOH 投入が完了し静定後の圧損＝（m）h3：化学影響生成異物（AlOOH）の付着による圧損上昇（m）
hs：ポンプ吸込口における飽和

代替循環冷却系ポンプの最高使用温度 80 ℃における飽和蒸気圧力として，m としている。

蒸気圧水頭
有効 NPSH は，以下の計算式により算出している。
有効 NPSH

有効 NPSH＝Ha＋Hs−H1−H2−hs(Ha+Hs −H1−H2−H3−hs)＝＝m

代替循環冷却系ポンプ運転流量 250 m3/h における必要 NPSH としてポンプ性能より設定している。
必要 NPSH以上の計算結果より，有効 NPSH と必要 NPSH との関係は以下のとおりとなり，必要 NPSH が確保されることからポンプ運転状態として問題ない結果となる。
有効 NPSH：m＞必要 NPSH：

m

補足 5-2

(2) 常設低圧代替注水系ポンプの有効吸込水頭について
常設低圧代替注水系ポンプ（評価流量：200 m3/h）
記載内容
項目
Ha：吸込み液面に作用する絶根拠

値

水源である代替淡水貯槽は大気開放であるため，吸込み液面に作用する絶対圧力は大気圧

m としている。

対圧力
静水頭は，以下の差分●水源の E.L.：

Hs：吸込揚程m としている。
m（代替淡水貯槽の最低水位）

水源の E.L.としては，代替淡水貯槽の異常低水位（ポンプ自動停止水位とする）とした。
●ポンプの吸込み口高さ：EL.

m

管及び弁類圧損は，水源となる代替淡水貯槽からポンプ入口までの配管及び弁類圧損とする。
代替淡水貯槽から常設低圧代替注水系ポンプまでの配管及び弁類圧損は，常設低圧代替注入系ポンプが以下の最大流量で運転することを想定する。
H1：ポンプ吸込配管圧損

この場合，代替淡水貯槽から常設低圧代替注入系ポンプまでの配管及び弁類圧損の合計値は，評価上，●原子炉隔離時冷却系ポンプ：200 m3/h×1 台
ポンプ吸込配管中の圧力損失水頭は，圧損合計値より

hs：ポンプ吸込口における飽m となる。

m に設定する。

水源である代替淡水貯槽の最高使用温度が 66 ℃であるため，66 ℃における飽和蒸気圧力m としている。

和蒸気圧水頭
有効 NPSH は，以下の計算式により算出している。
有効 NPSH

有効 NPSH＝H0+H1−H2−H3−H4(Ha+Hs−H1−hs)＝＝m

常設低圧代替注水系ポンプ運転流量 200 m3/h における必要 NPSH としてポンプ性能より設定している。
必要 NPSH以上の計算結果より，有効 NPSH と必要 NPSH との関係は以下のとおりとなり，必要 NPSH が確保されることからポンプ運転状態として問題ない結果となる。
有効 NPSH：m＞必要 NPSH：

m

補足 5-3