資料番号：PS-6-5-4 改3
平成30年5月23日
日本原子力発電株式会社

添付 1
溶融物量として考慮する制御棒駆動機構の設定について

ベースケースにおける制御棒駆動機構（以下「ＣＲＤ」という。）及びＣＲＤ
ハウジングの破損本数としては，ＭＡＡＰ解析においてＲＰＶ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 76cm に含まれる本数 9 本を考慮している（第 1 図）。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 76cm を包絡する範囲として，一辺 1m の正方形の範囲を考慮している。
ここで，第 2 図及び第 3 図に示すとおり，ＣＲＤハウジングサポートは，ペデスタル内側の鋼板に固定された上部サポートビームにハンガーロッド等を介し，グリッドプレートを接続した構造によりＣＲＤハウジングの逸出を防止す
る設計となっているため，ＲＰＶ破損時に現実的には逸出は考えにくい構造となっている。このため，現実的なＲＰＶ破損時のデブリ流出箇所としては，Ｃ
ＲＤハウジングとスタブチューブ上部の溶接部に生じる間隙が考えられる（第4 図）。以上を考慮すると，ＲＰＶ破損時は上記溶接部からデブリが流出し，ア
ブレーションにより口径が徐々に拡がる状況になると考えられる。また，ＲＰ
Ｖ下部の形状及びデブリ流出に伴う下部プレナム部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及びその下部にある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。一方，本評価では，外側のＣＲＤ及びその下部にあるＣＲＤハウジングサポートの全てが溶融（例えば，第 1 図の破損口の外側付近に一部が入る 4 本のＣＲＤハウジングが全て溶けると想定）するものと想定している。

添付 1－11また，解析コードＭＡＡＰ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実験で得られたデータと良好に一致することが確認されている（第 1表）。
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プラントに対しては，このような現象を考慮する必要がない。

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 76cm

第1図

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係
添付 1－22

上部サポートビーム

ハンガーロッド

グリッドプレート

サポートブロック第2図

東海第二発電所ＣＲＤハウジングサポート構造

第3図

ＣＲＤハウジングサポート構造俯瞰図（参考） [1]添付 1－33

制御棒案内管ＣＲＤハウジング

溶接部

スタブチューブ

ＲＰＶ下鏡板第4図

ＣＲＤ概要図添付 1－4

4

第1表

ＨＩＰＳ実験結果とアブレーションモデルの評価結果 [2][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 froma Reactor Pressure Vessel, The Discharge Phase. NUREG/CR-4383(SAND85-0012), September.

添付 1－55添付 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 ,0 2 E0

d dj

w

H pooldj

ここで，Φent ：粒子化割合 [-]E0：エントレインメント係数 [-]ΔHpool：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]ρ dj ：デブリジェット密度 [kg／m ３ ]ρw：水密度 [kg／m ３ ]※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

添付 2－1

6

評価条件は以下のとおり。
・プール水深：1m（ペデスタル（ドライウェル部）水位）（ＭＡＡＰ計算結果 ※ ）・デブリジェット密度：

・初期デブリジェット径：0.15m（ＣＲＤ案内管径）※

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 ※１ ）・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 ※１ ）※１：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不確かさの範囲のうち，およそ中間となるからである。また，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。

添付 2－27

添付 3
ポロシティの設定について

ポロシティは，粒子デブリの冷却挙動に係る実験 ※１ ，ドライアウト熱流束に係る実験 ※２ 及び PULiMS 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。
粒子デブリの冷却挙動に係る実験では，PREMIX 実験 ※ ３ を基に得られた第 1
表に示すデブリ組成を考慮した実験を実施しており，ポロシティを 0.38 に設定している。ドライアウト熱流速に係る実験では，第 2 表に示すとおり，スチー
ルで模擬された粒子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0.327～0.368 に設定している。また，PULiMS 実験の知見よりポロシティは 0.29
～0.37 が得られている。これらの実験より，0.3～0.4 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。
なお，感度条件としては，立方格子の堆積形状（第 1 図）を踏まえたポロシ
ティの範囲として，0.26（面心立方格子）～0.48（単純立方格子）を包絡する値として 0.5 を想定する。

添付 3－1

8

第1表

デブリ組成

Particles
6mm steel spheres
3mm steel spheres
5-10mm Al ２ O３
2-5mm Al ２ O ３Wt.(g)
11,371.6
6442.55410.92775.0Wt.(%)
43.74
24.78
20.81
10.67

Total

26,000.0

100.00

Bed weight
Bed volume
Avg.bed density
Bed porosity(mesaured)26.000kg
8.47×10 －３ m ３3069kg／m ３
0.38

第2表
1mm
66.7（%）
33.3
11.1
50
25
10

A
B
C
D
E
F
※

=(

試験における粒子組成2mm
33.3（%）
66.7
88.9
－
－
－

3mm
－
－
－
50
75
90

(mm)※
1.2
1.5
1.8
1.5
2.0
2.5

ε
0.364
0.360
0.368
0.337
0.327
0.357

)

単純立方格子：0.48

体心立方格子：0.32

第1図

面心立方格子:0.26

立方格子とポロシティ

添付 3－29

※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, (September1986).

※2

P.P.Kulkarni,M.Rashid,R.Kulenovic,A.K.Nayak, “Experimental
investigation of coolability behavior of irregularly shaped
particulate debris bed”, Nuclear Engeering and Desigh 240,
pp.3067-3077, (October 2010).

※3

A.Kaiser,W.Schutz,H.Will, “PREMIX Experiments PM12-PM18 toInvestigate the Mixing of a Hot Melt with Water”,
Forschungszentrum Karlsruhe GmbH, Karlsruhe, (2001).

添付 3－310添付 4デブリの拡がりに関する不確かさについて

1.

はじめに
事前水張りされたペデスタル（ドライウェル部）のプール水中に落下する
デブリは，一部が粒子化した後に固化し，残りが溶融状態のまま床面に到達
して床面上を拡がり，固化したデブリ粒子が床上の連続層の上に堆積して粒子状ベッドを形成するものと想定される（第 1 図）。このようなデブリの拡がりにおいて，溶融物の拡がり距離と粒子状ベッドの堆積形状に不確かさが想定される。

第1図

2.

ペデスタル（ドライウェル部）におけるデブリ挙動の概念

デブリの拡がりに関する知見(1)

溶融物
ＰＵＬｉＭＳ実験では，水中での溶融物の拡がり挙動が観察されるとともに，水中での溶融物の拡がり距離を求めるスケーリング則が提案さ
添付 4－1

11

れている。ＰＵＬｉＭＳ実験結果を元に妥当性が確認されているスケー
リング則に，ＢＷＲの溶融炉心落下条件を適用して，水中での溶融物の拡がり距離を評価すると，約 18m となる（付録３ 重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて

第５部ＭＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

付録４(5)参照）。

コリウムシールドを設置した場合のペデスタル半径が 2.936m であることを考慮すると，溶融炉心は床全面に拡がる可能性が高いと考えられる。
これは，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことによるものと考えられる。ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件を比較した場合，以下の観点から実機条件の方が拡がりが促進されると考えられる（第 1 表）。
・溶融物重量のＰＵＬｉＭＳ／実機値に対して冷却材重量のＰＵＬｉＭ
Ｓ／実機値は大きく，実機条件では相対的に溶融物量が多くなる
・溶融物過熱度及び比熱は実機条件の方が高く，実機条件の方がデブリが固化しにくいと考えられる。
・実機において溶融物は崩壊熱によって継続的な加熱がある
・サブクール度については実機条件の方が高いが，溶融物落下後にはサブクール度がすぐに低下することから，拡がりに対する影響は小さいと考えられる・水深／ブレイクアップ長さについては，実機において水中でより細粒化しにくい傾向であり，溶融物の着床時の温度は高い傾向となること
から，床面上での拡がりにおいても拡がり易い傾向となる。
・溶融物密度は実機条件の方が大きく，慣性による拡がり効果が大きい
・粘性係数については，実験と同程度か小さいものと考えられ，実機条
件ではより拡がり易いと考えられる。
添付 4－212

・表面張力については不確かさが大きいパラメータであるが，表面張力が大きいほど床面上を広がりにくくなる一方で，床面到達までの細粒化に伴う冷却・固化が生じにくいため，床面での溶融物温度が高めになり拡がり易くなることから，両者の相殺により表面張力が拡がりに与える影響は小さいと考えられる。
・輻射率については，特に実験データの不確かさ幅が大きく実験条件と実機条件の大小関係が明確ではないが，溶融物から冷却材への伝熱量と比較すると輻射の影響は相対的に小さいと考えられることから，拡がり挙動に与える影響は小さいと考えられる。
・床面熱伝達については，実機では床スラブの形状変更に合わせてペデ
スタル床表面にＳＵＳ製ライナを設置することで実験と同じ材質となるため床面熱伝達量は同等であり，また，実機解析から溶融物除熱は冷却材伝熱が支配的であることから，床面熱伝達が拡がり挙動に与える影響はない。なお，表面のＳＵＳ製ライナが溶融した場合にはＺｒ
Ｏ ２ 上での拡がりとなるが，溶融物拡がりに関わる実験では，床の材質の差異（種々のセラミック，コンクリート）によらず同様な拡がり挙動になることが確認されており，ＺｒＯ ２ の場合でも拡がり挙動に差異はないものと考えられる（別紙 1 参照）。
したがって，溶融物の拡がり距離については，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことにより，不確かさを考慮しても実機条件ではより拡がり易く，床全面に拡がるものと想定される。

添付 4－3

13

第1表
分類

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件の比較

初期条件

項目
溶融物
溶融物重量[kg]液相線温度[K]

溶融 物冷 却 材中 挙 動

固相線温度[K]
溶融物過熱度[K]比熱[J/kg/K]
崩壊熱
冷却材重量[kg]サブクール度[K]

実機条件
UO2-ZrO 2-SUS 等
約 300×10 ３あり
約 27×10 ３

L/Lbr（水深／ブレイク
アップ長さ ※ ）約 0.08～約 0.23

PULiMS(E4)
Bi2O 3-WO3
約 47
約 1,143

PULiMS/実機
約 0.16×10 －３-

約 1,14370
250～310
なし
40
23

-

約 0.35

約 1.5×10 －３

約 1.5～4.4※Taylor 相関式

溶融 物床 面上挙 動

溶融物密度[kg/m3]
粘性係数[Pa・s]

約 7,8110.004

0.003～0.03

表面張力[N/m]

0.2～0.6

輻射率[-]

0.4～1.0

床面熱伝達

(2)

ZrO2
（SUS 製ライナ）

約 0.75～7.5

SUS 材

-

粒子状ベッドＡＮＬで実施されたセルフレベリング実験では，粒子状ベッド内の沸騰による粒子の吹き上げと再堆積によるセルフレベリング効果により，2分～3 分程度で堆積厚さが均一化されている（付録３

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて
ＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

第５部Ｍ
付録４

(4)参照）。
ＰＤＳ実験では，沸騰等の冷却水の流動による粒子状ベッドの拡散挙添付 4－414

動の観察を行っている（別紙 2 参照）。均一化に係る時間は，デブリ密度，ポロシティ，拡がり面積に加え，粒子状ベッドを流れる空気又は蒸気の気相流体速度に依存することが示されており，気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ－Ｅ実験では粒子状ベッドの均一化に要する時間が数分～数十分であるが，気相流体速度がより大きいＰＤＳ－Ｃ実験では数秒～数十秒と早く均一化が進むことが確認されている。実機においては，デブリが落下した直後は高温のデブリから急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分速いものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと考えられる。
したがって，粒子状デブリベッドの堆積形状については，崩壊熱を発生するデブリ粒子では，粒子状ベッド内の継続的沸騰による粒子の攪拌によるセルフレベリング効果により，時間と共に堆積厚さが均一化することが想定される。

3.

デブリの拡がりに関する不確かさ評価
これまでの知見によれば，溶融物は床全面に拡がると想定され，粒子状ベッドについても短期間で均一化される。よって，デブリの拡がりに関する不確かさはなく，コリウムシールド高さ等の設計は，均一化されていることを前提としたもので問題ないと考えているが，デブリの堆積高さに対して厳しい評価を実施し影響を確認する観点から，ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用し，均一化した場合と比較して堆積高さが高くなる場合の評価を行う。ＰＵＬｉＭＳ実験は溶融物を水中に落下した実験であり，溶融物と粒子状デブリベッドを含めたデブリ全体としての堆積高さに関する知見として適用できるものである。

添付 4－515

(1)アスペクト比ＰＵＬｉＭＳ実験のうち，溶融物量が比較的大きい E4 実験において，平均堆積高さ 41mm に対して，拡がり距離は 740mm×560mm となっている（第 2 図,第 2 表）。アスペクト比としては 1:18～1:14 程度となっており，おおよそ 1:16 程度の拡がり挙動を示している。デブリ堆積高さの評
価としては，ポロシティやペデスタル（ドライウェル部）内構造物量等の保守的な設定をしているため，不確かさ評価として考慮するアスペク
ト比としては，実験結果に基づく平均的な値として 1:16 を適用し評価を行う。

添付 4－616

第2表

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と結果

41mm(平均高さ)
560mm

740mm

第2図

ＰＵＬｉＭＳ実験結果（E4）添付 4－717

(2)堆積高さ評価ベースケース ※ の堆積高さに対してアスペクト比を考慮した場合のデブリの堆積形状として，第 3 図のように連続層については円柱上に円錐が堆積した形状とし，その上に粒子化層が一様に堆積する形状を仮定する。
連続層の円錐部分については，堆積高さが最大となるのは床全面に拡がった場合であることから，コリウムシールド厚さを考慮したペデスタ
ル直径 5.872m にアスペクト比を考慮すると，頂点部分の堆積高さは約0.37m となる。円柱部分については，連続層デブリのうち円錐部分の体積を除いたものとなるため，堆積高さは約 1.09m となる。
粒子化層については，連続層の上に一様に堆積すると仮定するため，堆積高さは約 0.36m となる。
以上から，デブリの堆積高さは，連続層と粒子化層の体積高さの合計となることから，約 1.81m となる。

※

炉外溶融物体積：3m ３ ，ポロシティ：0.35 を設定

粒子化層
連続層（円錐部分）連続層（円柱部分）

第3図

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）

添付 4－818

(3)デブリの冠水維持に対する評価

粒子化割合 0.173 のデブリ量に対してポロシティ 0.35 で全ての間隙に浸水していると仮定した場合，円錐部分の頂部から水面までの水深は約 0.56m である。また，円錐状に堆積することで水プールとの接触面積が増え，蒸発量が増加するが，一様に堆積した場合の水プールとの接触面積からの増加割合
は 1％未満であり，蒸発量に対して有意な影響を与えない。有効性評価のＭ
ＡＡＰ結果に基づく，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水までの期間における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.31m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.40m であり，蒸発量の増加として保守的に 1％を見込んだ場合
でも水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.32m，ＬＯＣＡ事象の場合は約0.41m となるため，デブリの冠水は維持される。

添付 4－919別紙 1
溶融物拡がりに関わる実験

ＣＥＡ／ＤＲＮ／ＤＴＰで行われたＣＯＲＩＮＥ実験 [1]では，低融点物質（グリセロール他）を模擬物質として使用して，水中での拡がり挙動を調べる実験が実施され，拡がり先端の移動速度や底部に形成されるクラストの影響が調べられた。
独カールスルーエ研究センター（ＦＺＫ）で実施されたＫＡＴＳ実験 [2][3][4]では，溶融物としてテルミット（Ａｌ ２ Ｏ ３ 約 150kg，Ｆｅ約 150kg）が使用さ
れ，溶融物の放出速度や温度，拡がり形状（1D,2D），床の材質（コンクリート，
セラミック，コーティング），水の有無をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。実験装置を第 1 図及び第 2 図に示す。Ａｌ ２ Ｏ ３ とＦｅでは密度が異なり成層化するため，溶融物の出口を 2 箇所設け，最初にＡｌ ２ Ｏ ３ が放出
し，最後にＦｅを放出することにより酸化物溶融物の拡がりと金属溶融物の拡がりを分けて実験が可能となっている。実験条件を第 1 表に示す。ＫＡＴＳ－
１０とＫＡＴＳ－１１の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ－１０の方は1mm の水張りをしてあり，ＫＡＴＳ－１１の方はドライ条件となっている。両者の拡がり結果を第 3 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。また，ＫＡＴＳ－１２とＫＡＴＳ－１３の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ－１２の方が床の材質がセラミックであり，ＫＡＴＳ－１３の方はコンクリートである。両者の拡がり結果を第 4 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，床の材質の差異によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。
ＣＥＡで実施されたＶＵＬＣＡＮＯ [5][6] 実験では，溶融物として酸化物溶融
添付 4－1020

物が使用され，溶融物の組成，放出速度や温度，床の材質（コンクリート，セラミック）をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。ＶＥ－Ｕ７実
験では，酸化物溶融物（ＵＯ ２ 56wt％,ＺｒＯ ２ 32wt％,ＦｅＯ 5wt％, ＣａＳ
ｉＯ ３ 2wt％, ＳｉＯ ２ 2wt％, Ｆｅ 1wt％, ＣａＯ 1wt％, Ａｌ ２ Ｏ ３ 1wt％）
を用いて，コンクリート床とセラミック（高密度ジルコニア）床での拡がりを実験している。実験装置を第 5 図に示す。装置の中央にマグネシア煉瓦の分離板を設置し，コンクリート床とセラミック床に 40.8kg の酸化物溶融物を 4.3kg／s の速度で同時に放出する条件となっている。両者の拡がり結果を第 6 図に示す。7.7 秒間はほぼ同じ拡がり挙動を示しており，その後はセラミック床で若干拡がりが継続する結果となっている。

添付 4－1121

第1図

ＫＡＴＳ実験装置の概要図 [2]

(1D)
第2図

(2D)

ＫＡＴＳ実験の 1D と 2D の拡がり形状の写真 [3]添付 4－1222

第1表

ＫＡＴＳ実験条件と拡がり距離（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第3図

ＫＡＴＳ実験の水の有無の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第4図

ＫＡＴＳ実験の床の材質の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり）[2]
添付 4－13

23

第5図

第6図

ＶＵＬＣＡＮＯ実験装置の概要図 [6]

ＶＵＬＣＡＮＯ実験の床の材質の影響 [6]添付 4－1424

参考文献[1]J.M.Veteau and R.Wittmaack. ， "CORINE Experiments and Theoretical
Modeling," Proceedings of FISA-95， Luxemburg EUR 16896 EN， pp.271-285(1996).
[2]Proceedings of the Second OECD(NEA) CSNI Specialist Meeting on MoltenCore

Debris-ConcreteInteractions,

NEA/CSNI/R(92)10,Karlsruhe,

Germany (1992).
[3]B.Eppinger, et al.，”KATS Experiments to Simulate Corium Spreading in
the EPR Core Catcher Concept,”FzK, Karlsruhe,Germany.
[4]B.Eppinger, et al.，”Simulationsexperimente zum Ausbreitungsverhalten
von Kernschmelzen: KATS-8 bis KATS-17,” FZKA 6589 (2001).
[5]C.Journeau, et al.,”Ex-Vessel corium spreading: result from the
VULCANO spreading tests,” Nucl. Eng.Design, 223 75-102 (2003).
[6]C.Journeau, et al.,”The VULCANO VE-U7 Corium spreading benchmark,”
Progress in Nuclear Energy, Vol. 48, p215-234, 2006.

添付 4－1525

別紙 2
ＰＤＳ実験について1.

はじめに
スウェーデン王立工科大学（ＫＴＨ）で実施されたＰＤＳ実験は，沸騰等の冷却水の流動による細粒状デブリベッドの拡散挙動について観察を行って
いる。

2.

実験条件
実験装置概要図を第 1 図に示す。水槽の壁面に沿って粒子状デブリを堆積させ，下部に設置した注入用チャンバーから水蒸気又は空気を注入し，粒子状デブリベッドの拡散挙動を観察する。

a)装置概要b)ＰＤＳ－Ｃ試験
第1図c)ＰＤＳ－Ｅ７～２３試験

実験装置概要図

また，ＰＤＳ実験では種々のパラメータを感度として複数の実験が実施されている。各実験において感度として設定したパラメータを第 1 表に示す。

添付 4－16

26

第1表

3.

ＰＤＳ実験におけるパラメータ設定

実験結果
(1)

ＰＤＳ－Ｅ実験
実験マトリックスを第 2 表，実験結果を第 2 図及び第 3 図に示す。Ｐ
ＤＳ－Ｅ実験における気相流体速度は最大でも 0.122m／s 程度であり，粒子状デブリベッドの拡がりに数分～数十分の時間を要している。

第2図

ＰＤＳ－Ｅ実験結果

添付 4－17

27

第3図

第2表

(2)

ＰＤＳ－Ｅ７実験結果

ＰＤＳ－Ｅ実験マトリックス

ＰＤＳ－Ｃ実験
実験マトリックスを第 3 表に示す。ＰＤＳ－Ｃ実験の気相流体速度は
添付 4－1828

0.34 m／s～2.09m／s と大きく，粒子状デブリベッドの拡がりに要する
時間は数秒～数百秒オーダであり，極めて短時間で均一化される結果となっている。

第3表(3)

ＰＤＳ－Ｃ実験マトリックス

結論
気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ－Ｅ実験では，粒子状デブリベ
ッドの均一化に要する時間が数分～数十分に及ぶが，気相流体速度が大きいＰＤＳ－Ｃ実験では数秒～数百秒と早く均一化が進むことが確認されている。
実機においては，溶融炉心が落下した直後は，高温の溶融炉心から冷却材に急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分に大きいものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと期待できる。

添付 4－1929

参考文献[1] A.Konovalenko et al., Experimental and Analytical Study of Particulate
Debris Bed Self-Leveling, NUTHOS-9, Kaohsiung, Taiwan, September 9-13,
2012.
[2] P.Kudinov et al., Investigation of Debris Bed Formation, Spreading andCoolability, NKS-287, Royal Institute of Technology, KTH, Sweden,
August 2013.

添付 4－2030

添付 5
デブリが原子炉圧力容器の偏心位置から落下し円錐状に堆積した場合のデブリ堆積高さの計算方法について

ＲＰＶの破損位置が中心軸から偏心し，デブリがペデスタルの中心から外れた位置で円錐状に堆積した場合の，コリウムシールド床面からのデブリ堆積高さの計算方法を以下に示す。

1.

評価条件
ここでは，デブリ堆積高さを評価する上での感度条件①，②，③を全て考慮した場合の例を示す。
・コリウムシールド内半径：2.936m（設計値）

・円錐状デブリ頂点からコリウムシールド内壁面までの水平距離：0.6m（最外周のＣＲＤ位置からコリウムシールド内壁面までの水平距離）
・円錐状デブリのアスペクト比：

高さ：直径＝1：16（ＰＵＬｉＭＳ実験にて確認されているアスペクト比）
・デブリ体積：40m ３ （炉内 36m ３ ＋炉外 4m ３ （感度条件①））・粒子化割合：0.227（感度条件②）・粒子状デブリのポロシティ：

2.

0.50（感度条件③）

評価方法
堆積高さの計算に当たっては，デブリを粒子化層（第 1 図 青部分），連続層の円錐部分（第 1 図 緑部分）及び連続層の円柱部分（第 1 図 赤部分）に分割してそれぞれの高さを合計する。

添付 5－131

(1)粒子化層（第 1 図 青部分）
粒子化層は円錐状に堆積した連続層上に一様な厚さで堆積すると考えると，その堆積高さは式(1)により計算できる。
=

×Φ
(1
)×

Hp：粒子化層の高さ[m]

Vm ：炉内デブリ体積

36[m ３ ]Φent：粒子化割合

(2)

(1)

0.227[-]

P：粒子状デブリのポロシティ

0.50[-]

AP：コリウムシールド内底面積

約 27.08[m２ ]連続層の円錐部分（第 1 図 緑部分）
円錐状デブリのアスペクト比を，高さ：直径＝1：16 と想定すると，その堆積高さは式(2)により計算できる。
=

(3)

×

1
8

(2)

Hlcn：連続層の円錐部分の高さ[m]

R：連続層の円錐部分の半径

5.272[m]連続層の円柱部分（第 1 図 赤部分）
連続層の円柱部分の高さの計算に当たっては，同部分の体積を求める必要がある。この体積は，連続層全体の体積から円錐部分の体積を除くことで得られるため，まずは連続層の円錐部分の体積を計算する。

①

連続層の円錐部分の体積の計算
第 1 図のように，連続層の円錐部分（緑部分）を上下に分割するこ
添付 5－232

とを考える。
このとき，下部分は，コリウムシールド内を底面積とする高さ M の円柱を斜めに二等分した形状となるため，その体積は式(3)により計算
できる。
=

×

×

1
2

(3)

VBlcn：連続層の円錐部分の下側の体積
AP：コリウムシールド内底面積[m ３ ]

約 27.08[m２ ]M：連続層の円錐部分の下側の高さ

約 0.59[m]（(2)で求めた円錐高さ，円錐頂点からコリウムシールド内壁面
までの水平距離及び円錐のアスペクト比より計算）
また，上部分は，半径 R，高さ H の円錐を，高さ M の位置から反対側へ斜めに切り取った形状となり，その体積は，式(4)により計算でき
る。

=

×

×

×

=

，

=

3

(4)

VTlcn：連続層の円錐部分の上側の体積
H：連続層の円錐部分の高さ[m ３ ]

約 0.66[m]（円錐頂点からコリウムシールド内壁面までの水平距離及び円錐のアスペクト比より計算）

R：連続層の円錐部分の半径

5.272[m]M：連続層の円錐部分の下側の高さ

約 0.59[m]（(2)で求めた円錐高さ，円錐頂点からコリウムシールド内壁面
までの水平距離及び円錐のアスペクト比より計算）

L：コリウムシールド内の直径
添付 5－35.872[m]33②連続層の円柱部分の体積の計算
連続層の円柱部分（第 1 図 赤部分）の体積は，粒子化しないデブリ全体の体積から，①で求めた円錐部分の体積を差引いたものとなり，式(5)により計算できる。
=

× (1

Φ

)+

(

Vlcy：連続層の円柱部分の体積
Vm ：炉内デブリ体積
Φent：粒子化割合(5)[m ３ ]

36[m３ ]

0.227[-]

Vm ：炉外デブリ体積

③

)

+

4[m ３ ]

VBlcn：連続層の円錐部分の下側の体積[m ３ ]

VTlcn：連続層の円錐部分の上側の体積[m ３ ]

連続層の円柱部分の高さの計算②で求めた連続層の円柱部分の体積及びコリウムシールド内底面積
より，連続層の円柱部分の高さは式(6)により計算できる。
=(6)

Hlcy：連続層の円柱部分の高さ[m]

Vlcy：連続層の円柱部分の体積[m ３ ]

AP：コリウムシールド内底面積

約 27.08[m２ ]以上，(1)から(3)で求めた各部分の高さ（ Hp ，Hlcn ，Hlcy ）を合計することで，デブリ全体の堆積高さが計算される。

添付 5－434

3.

評価の保守性について
本評価は，下記の点で保守性を有している。
・ＲＰＶ破損及びデブリ落下位置が中心軸から外れた場合，ＲＰＶの曲率を考慮すると，偏心位置でのデブリ落下量は減少すると考えられるが，本評価では保守的に偏心位置から全量が落下したものとしている。
・デブリがコリウムシールド高さを超えた部分（第 1 図 青部分の右側）については，コリウムシールドの厚さの分，デブリが拡がることで高さが低くなるが，本評価ではその影響を考慮していない。

添付 5－535

約 0.66
約 0.59

5.272

0.6

2.936

2.936
※単位は全て[m]

M

H

R
L

第1図

デブリ堆積状態の例

添付 5－636

添付 6
コリウムシールド高さを超えた粒子状デブリによる影響について

1.

はじめに
ここでは，コリウムシールドの設計想定を超えるデブリ堆積の不均一性を仮定し，粒子状デブリがコリウムシールド高さを超える場合においても，粒子状デブリ上面からの除熱によってデブリが冷却されることを定量的に評価するともに，粒子状デブリの温度が高い場合を想定しても側壁コンクリート
等に与える影響が小さいことを評価する。

2.

粒子状デブリ上面からの除熱による冷却性評価
水プールによる上面からの除熱量を評価し，粒子状デブリの崩壊熱と比較
する。
①

デブリ条件
デブリが中心軸から偏心した位置に落下し円錐状に堆積した場合に，粒子状デブリがコリウムシールド高さを超えて堆積する状態を包絡するモデルを想定する（第 1 図）。
・評価シーケンス：大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失（ＲＰＶ破損時の崩壊熱を高めに評価する設定）
・ＲＰＶ破損時の崩壊熱：22.4MW（ＭＡＡＰ結果に基づくＲＰＶ破損時のデブリ全量（連続層を含む）の崩壊熱であるが，保守的に粒子化層の崩壊熱として設定）

②

除熱量評価
粒子状デブリ上面に水プールが存在する体系であることから，
Lipinski-0D モデル（第 2 図）におけるポロシティ 0.5（コリウムシール
添付 6－137

ド高さを超過する粒子化デブリが最も多くなる最大ポロシティ）での熱流束 2.8MW／m ２ を設定し，除熱量を計算する。
粒子状デブリとの接触面積はコリウムシールドを設置していない場合の床面積約 30m ２ と等しいため，
除熱量＝2.8MW／m２ ×約 30m ２ ＝約 84MWとなる。
よって，粒子化層の崩壊熱を十分上回ることから，粒子状デブリは適切に冷却される。

3.

粒子状デブリによる側壁コンクリートへの影響
粒子状デブリは水により急速に冷却されるため，ペデスタル側壁のコンク
リートに接触した場合でも，コンクリートへの有意な影響はないと考えられるが，デブリ堆積高さの影響評価として，側壁コンクリートの侵食量を解析
コードＭＡＡＰにて評価する。
①

解析条件
評価モデルは第 1 図に示すとおり，粒子状デブリがコリウムシールド
高さを超えて堆積している場合を想定し，コリウムシールド高さを超えた部分の粒子状デブリを考慮し評価を行う。
・評価シーケンス：大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失（ＲＰＶ破損時の崩壊熱を高めに評価する設定）
・粒子状デブリ量：デブリ堆積高さの評価条件（デブリ体積，デブリの粒子化割合，粒子化層のポロシティ）を全て保守的にした場合において，コリウムシールド高さを超えて堆積する粒子状デブリ量を設定（第 1 図）・粒子状デブリの初期温度：
添付 6－238

ベースケース
粒子状デブリは冷却固化していることから，デブリ温度として固相線温度（約）を想定する。

保守的ケース
更に保守的な条件として，連続層を含む全デブリの平均温度（約）を想定する。
・崩壊熱：コリウムシールド高さ超過分の粒子状デブリの崩壊熱
・粒子状デブリから上面の水プールへの熱流束：2.8MW／m ２
Lipinski-0D モデル（第 2 図）において，ポロシティ 0.5（コリウムシールド高さを超過する粒子化デブリが最も多くなる最大ポロシティ）に対応するドライアウト熱流束を設定
・粒子状デブリと水プールの接触面積：約 30m２
コリウムシールド高さより上部のペデスタル（ドライウェル部）の断
面積を設定
②

解析結果
解析の結果，ベースケース及び保守的ケースでの侵食量は，それぞれ
0mm 及び 5mm となった。ただし，粒子化デブリは水により急速に冷却されるため，ペデスタル側壁のコンクリートに接触した場合の粒子化デブ
リの温度はベースケースの固相線温度より低く，実際は侵食は生じないと考えらえる。
以上より，コリウムシールド高さを超える粒子状デブリによりペデスタルの構造健全性に影響ないことを確認した。

添付 6－339

評価対象範囲
水プール

約 30m ２

約 32cm粒子化層
コリウムシールド
連続層

第1図

第2図

評価モデル

Lipinski-0D モデル

添付 6－440

4.

粒子状デブリによる床ドレン配管等への影響「Ⅵ感度条件①＋②＋③（円錐状に堆積した場合）」及び「Ⅶ感度条件①＋②＋③（偏心位置で堆積した場合）」では，粒子化層はコリウムシールド高さを超えて堆積し，床ドレン配管上端高さを超過する評価となっている。ただし，以下のとおり，床ドレン配管内への粒子状デブリの流入は少なく，また，流入した粒子状デブリによる床ドレン配管及び床ドレン制限弁への侵食はほとんど生じないと考えられる。
・ＲＰＶが破損し，デブリがペデスタル（ドライウェル部）に落下し堆積していく際には，密度の関係からデブリの上に冷却水が移行した状態でデブリの堆積高さが増える（＝ペデスタル（ドライウェル部）水位が上昇する）
・床ドレン配管はほぼ水平（約 1 度の傾斜）であることから，床ドレン配
管内はペデスタル（ドライウェル部）水位の上昇に伴い，冷却水によりほぼ満たされた状態になると考えられる
・その後，粒子化層の堆積高さが床ドレン配管高さを超過した場合でも，粒子状デブリが床ドレン配管内の奥まで拡がるための駆動力は小さい ※ため，配管内への流入は少ないと考えられる※

セルフレベリングによる均一化は，連続層からの発生蒸気による駆動力が大きく，配管内では粒子状デブリの崩壊熱による発生蒸気のみが駆動力となることから，セルフレベリングによる配管内への侵入の効果は低減されると考えられる・粒子状デブリは水により急速に冷却されるため，配管内に流入するまでに配管の融点を十分下回ると考えられる
また，万が一床ドレン制限弁の損傷を仮想した場合でも，溶融炉心の冠水及び冷却は維持されることを確認している（添付 7，添付 8）。
添付 6－541

添付 7
床ドレン制限弁の損傷を仮想した場合のペデスタル（ドライウェル部）内水位について

1.

はじめに
床ドレン配管内への粒子状デブリの流入はほとんどなく，流入しても床ドレン配管入口付近のみに堆積すると考えられる。また，仮に床ドレン配管入口付近のみだけでなく，床ドレン配管の奥に粒子状デブリが流入した場合でも，東海第二では，シビアアクシデント時においてＲＰＶ破損までに代替循
環冷却系により格納容器スプレイを実施するため，ダイヤフラムフロアにスプレイ水が溜まり ※ ，ドライウェルに近い配管及び制限弁は冷却される。したがって，ドライウェルに近い配管及び制限弁の侵食量は更に軽減されるため，これら設備が貫通することはないと考えられる。
※

事象発生 90 分後から代替循環冷却系によるドライウェルスプレイ（250m ３ ／h）を開始することとしているため，ＲＰＶ破損（最も早い大破断ＬＯＣＡ起因の場合，事象発生から約 3.3 時間後）までにベント管
上端高さ相当の水位が形成される。
また，粒子状デブリが床ドレン配管の奥まで流入し，制限弁を損傷させることを仮想した場合にも，粒子化層の堆積高さはダイヤフラムフロアの床ドレンが集積する溝の高さの範囲内にとどまると考えられる。さらに，ダイヤ
フラムフロア上には，ベント管上端高さ（コリウムシールド上端から約 0.41m）
までスプレイ水等が存在するため，流出した粒子状デブリの冷却は維持される。
ただし，床ドレン制限弁が損傷した場合，ペデスタル（ドライウェル部）
内の冷却水が床ドレン配管及び制限弁を介してダイヤフラムフロア上に流出
添付 7－142

し，ベント管よりサプレッション・チェンバに流入することで，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位が低下する可能性がある。ここでは，代替循環
冷却系によりペデスタル（ドライウェル部）内に冷却水が供給される状態において，床ドレン制限弁 2 弁が損傷したと仮想し，ペデスタル（ドライウェ
ル部）内の水位挙動について評価する。

2.

評価方法
ペデスタル（ドライウェル部）水位は，床ドレン配管との圧力損失Ｈ分だ
けドライウェル側よりも高くなるため，圧力損失Ｈを評価する。

(1)

水位条件
・ドライウェル側水位：コリウムシールド床面から 2.14m（流出水はベント管上端からサプレッション・プールへ移行）
・ペデスタル側最大水位：床から(2)（人通用開口部高さ）

圧力損失評価方法
評価体系を第 1 図，評価条件を第 1 表に示す。以下の圧力損失計算式を用いて評価する。
・圧力損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ･(L/D)･(v2/2g)+Σλ･(L’/D)･(v2 /2g)
H：配管圧損 ［m］，L：配管長さ ［m］，D：配管内径 ［m］，
L’：エルボや弁等に相当する長さ ［m］，v：流速 ［m／s］，
g：重力加速度 ［m／s２ ］，λ：管摩擦係数
配管傾斜は，上り勾配を考慮せず水平を仮定する。また，床ドレン制限
弁は保守的に全開状態を想定する。
添付 7－243

第1表

圧力損失計算要素単位

配管 1 本配管 2 本m

0.07390.0739

流量

m３ ／h

100

50

流速

m／s

6.48

3.24

管摩擦係数：λ－配管長m

配管 L／D

－
個

1

1

個

1

1

個

1

1

配管内径：Ｄ

弁 *1（L’／D＝）

管入口 *1（λ・(L’／D)＝）

開放端 *1（λ・(L’／D)＝*1）

CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

添付 7－3

44

3.

評価結果
配管 1 本破損の場合ΔＨ＝約 5m，配管 2 本破損の場合ΔＨ＝約 1.2m となり，どちらもペデスタル（ドライウェル部）水位は人通用開口部を超える結果となる。
以上から，制限弁の破損を仮想し，ドライウェル側への流出を仮想した場合においても，代替循環冷却系による原子炉注水によって，ペデスタル（ドライウェル部）水位は維持される結果となった。

人通用
開口部

コリウムシール
ド床面から圧損Ｈ
コリウムシールド
床面から約 2.14m

流量Ｑ

第1図

評価体系

添付 7－4

45

添付 8
表
ケース

（１）均一化して堆積した場合

各ケースにおけるデブリ堆積高さ（２）円錐状に堆積した場合
円錐部分のアスペクト比 1:16

（３）偏心位置で堆積した場合コリウムシールド壁面から 60cm 内側に偏心

ベースケース
溶融物量：
炉内：36m３
炉外：3m３
粒子化割合：
0.173
ポロシティ：
0.35

デブリ堆積高さ：約 1.57m(コリウムシールド上端に対して約 16cm の余裕)
(ベント管上端に対して約 57cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 1.45m(コリウムシールド上端から約 28cm の余裕)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 1.81m(ベント管上端から約 33cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 1.87m(コリウムシールド上端から約 14cm 超過)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 1.95m(ベント管上端から約 19cm の余裕)

デブリ堆積高さ：約 1.71m(コリウムシールド上端に対して約 2cm の余裕)
(ベント管上端に対して約 43cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 1.59m(コリウムシールド上端から約 14cm の余裕)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 1.96m(ベント管上端から約 18cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 1.98m(コリウムシールド上端から約 25cm 超過)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 2.05m(ベント管上端から約 9cm の余裕)

デブリ堆積高さ：約 1.78m(コリウムシールド上端から約 5cm 超過)(ベント管上端に対して約 36cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 1.66m(コリウムシールド上端から約 7cm の余裕)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 2.03m(ベント管上端から約 11cm の余裕)

デブリ堆積高さ（壁面）：約 2.05m(コリウムシールド上端から約 32cm 超過)
デブリ堆積高さ（頂点）：約 2.12m(ベント管上端から約 2cm の余裕)

コリウムシールド高さ，厚さ設定条件ケース（感度条件①＋③）
溶融物量：
炉内：36m３
炉外：4m３
粒子化割合：
0.173
ポロシティ：
0.50

感度条件①＋②＋③
溶融物量：
炉内：36m３
炉外：4m３
粒子化割合：
0.227
ポロシティ：
0.50

添付 8－146