資料番号：PS-6-5-4 改2
平成30年5月18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

制 御 棒 駆 動 機 構（ 以 下「 Ｃ Ｒ Ｄ 」と い う 。）及 び Ｃ Ｒ Ｄ 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 Ｃ Ｒ Ｄ 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，ＣＲＤ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，Ｒ
ＰＶ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ＣＲ
Ｄ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
添付 1－1

1

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。
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。

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

Ｃ Ｒ Ｄ 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 1－44

第 1表

Ｈ Ｉ Ｐ Ｓ 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 ofMelt from a 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，Φ e n t ： 粒 子 化 割 合 [-]E0： エ ン ト レ イ ン メ ン ト 係 数 [-]ΔH p o o l ： 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]d d j , 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 d j ： デ ブ リ ジ ェ ッ ト 密 度 [kg／ m ３ ]ρ w ： 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（ Ｃ Ｒ Ｄ 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，からである。また，不確かさの範囲のうち，およそ中間となる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，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 設 定 し て い る 。

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 3－18

添付 4
粒子状デブリによる側壁コンクリートへの影響について

1.

はじめに
粒子状デブリは，間隙の冷却水による除熱によりデブリ温度が速やかに低下すると考えられるため，側壁コンクリートへの影響は軽微であると考えられる。
ここでは，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に与える影響が小さいことを評価する。

(1) 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
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 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）
・ Ｒ Ｐ Ｖ 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）

添付 4－1

9

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 0.41（ 粒 子化デブリがコリウムシールド高さを超える最少ポロシティ）での 熱 流 束 1.75MW／ 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 ＝ 1.75MW／ m ２ ×約 30m ２ ＝ 約 52MW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。

(2) 粒 子 状 デ ブ リ 温 度 が 高 い 場 合 の 影 響 評 価
デブリ堆積高さの影響評価として，粒子状デブリがコリウムシ
ールドを超えて堆積した場合のペデスタル（ドライウェル部）の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する。
・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 化 デ ブ リ の 堆 積 高 さ ： 5cm
デブリ影響評価条件における堆積高さを踏まえて設定
・粒子化デブリの初期温度：
ベースケース
添付 4－210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）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（を想定する。

上記を包絡する温度として，を設定する。

・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
・ 崩 壊 熱 ： 5cm 堆 積 分 の 粒 子 化 デ ブ リ の 崩 壊 熱・ 粒 子 化 デ ブ リ か ら 上 面 の 水 プ ー ル へ の 熱 流 束 ： 1.75MW／ m ２
Lipinski-0D モ デ ル（ 第 2 図 ）に お い て ，ポ ロ シ テ ィ 0.41（ 粒
子化デブリがコリウムシールド高さを超える最少ポロシティ）に対応するドライアウト熱流束を設定
・ 粒 子 化 デ ブ リ と 水 プ ー ル の 接 触 面 積 ： 約 30m ２
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
崩壊熱に対して粒子化デブリから上面の水プールへの除熱量が大きいことから，側壁コンクリートの温度が融点に到達するまでにデブリ温度が低下することで，ペデスタル（ドライウェ
ル 部 ） の 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 侵 食 量 は 0cm と な っ た （ 第 3 図 ）。
以上より，コリウムシールド高さを超える粒子化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 4－311

評価対象範囲
水プール
コンクリート29.92m ２
7cm

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 4－412

コ ン ク リ ー ト 侵 食 量 ： 0cm

第 3図

ペデスタル（ドライウェル部）の側壁コンクリートの侵食量

添付 4－513

別紙

ＲＰＶ中心位置以外で溶融物が落下した場合のデブリ堆積高さについて

ＲＰＶ中心位置以外で溶融物が落下し，さらにデブリの拡がりの不確かさを考慮した場合においても，以下の理由により堆積高さがコリ
ウムシールド付近で局所的に高くなることはないと考える。
・溶融物の落下位置として最もコリウムシールドに近くなる部分として，ＣＲＤのうち最外周のものが破損する場合（コリウムシー
ル ド 表 面 ま で 約 60cm） を 考 慮 し た と し て も ， Ｒ Ｐ Ｖ 底 部 に は デ ブ
リが残存するため堆積高さが高くならないこと・残存したデブリが落下する場合には，ＣＲＤのうち最外周のもの
より中心付近に落下し，セルフレベリング効果による均一化や溶融デブリ落下により堆積した粒子状デブリが撹拌される影響など
で堆積形状はより均一化されること・セルフレベリングの効果によってデブリは均一に拡がる方向とな
ること

添付 4－614

添付 5
床ドレン配管の侵食量評価について

1.

はじめに
デブリ影響評価条件では，粒子化層は床ドレン配管の上端高さまで到達しないものの，コリウムシールド高さを超えて床ドレン配管
下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化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。
・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下端高さを超過した
場合でも，床ドレン配管上端には到達せず，粒子化デブリが床ド
レ ン 配 管 内 に 流 入 す る た め の 駆 動 源 も な い ※ た め ，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※

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

添付 5－115

ここでは，粒子化デブリが床ドレン配管入口付近に堆積した場合を想定し，床ドレン配管に与える影響が小さいことを評価する。

2.

床ドレン配管入口付近の侵食量評価
粒子化デブリによる侵食量評価として，粒子化デブリの温度が床
ドレン配管の融点まで低下するのに必要な除熱量を算出し，この除熱量が配管に加わった場合の侵食量について評価した。

(1)

評価条件
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する。ベースケース
として，粒子状デブリは冷却固化していることから，デブリ温度
として固相線温度を設定する。また，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を設定する。

①配管条件
・ 床 ド レ ン 配 管 内 径 ： 73.9mm
・ 床 ド レ ン 配 管 厚 さ ： 7.6mm
・ 配 管 初 期 温 度 ： 117℃
（ＭＡＡＰ結果におけるコンクリート壁面温度を設定）
・ ＳＵ Ｓ 融 点 ：・ ＳＵ Ｓ 密 度 ：・ ＳＵＳ溶融潜熱：
・ ＳＵ Ｓ 比 熱 ：添付 5－216

②デブリ条件・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）
・ 床 ド レ ン 配 管 内 の 粒 子 化 デ ブ リ の 堆 積 高 さ ： 約 43mm
床ドレン配管内の堆積高さ（均一に堆積すると仮定）・ 床 ド レ ン 配 管 内 の 粒 子 化 デ ブ リ の 体 積 ： 約 2.6×10 - ３ m ３（単位長さ当たり）
床ドレン配管内の堆積高さに相当する体積
ポ ロ シ テ ィ 0.5 を 含 む
・粒子化デブリの初期温度：
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）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（を想定する。

上記を包絡する温度として，・デブリ密度：を設定する。

（ＭＡＡＰ結果）

・デブリ比熱：（ＭＡＡＰ結果）

・除熱量：冷却水による除熱を考慮せず配管への熱移行を計算（ 冷 却 水 に よ る 除 熱 量 が 崩 壊 熱 量 を 上 回 る （ 別 紙 1）が，保守的に粒子化デブリの顕熱分を全て考慮）

添付 5－3

17

(2)

評価結果
①

ベースケース
粒子化デブリの温度が床ドレン配管の融点まで低下するのに
必 要 な 除 熱 量 は 1m 当 た り 約 1.4MJ と な り ，こ の 熱 量 が 配 管 に 与
え ら れ た 場 合 の 配 管 の 侵 食 量 は 約 1.1mm と な る た め ， 床 ド レ ン
配管は貫通しない。

②

保守的ケース
粒子化デブリの温度が床ドレン配管の融点まで低下するのに
必 要 な 除 熱 量 は 1m 当 た り 約 6.6MJ と な り ，こ の 熱 量 が 配 管 に 与
え ら れ た 場 合 の 配 管 の 侵 食 量 は 約 5.1mm と な る た め ， 床 ド レ ン
配 管 は 貫 通 し な い 。 な お ， 1.に 記 載 の と お り 粒 子 化 デ ブ リ が 堆
積 す る の は 床 ド レ ン 配 管 入 口 付 近 と 考 え ら れ ， 約 5.1mm 侵 食 による影響は小さい。

以 上 か ら ，ベ ー ス ケ ー ス ，保 守 的 ケ ー ス ，ど ち ら に も お い て も ，
床ドレン配管の健全性は維持される。
また，粒子状デブリは，間隙の冷却水による除熱によりデブリ温度が速やかに低下するため，床ドレン配管に粒子化デブリが流入した際の温度はデブリ固相線温度を下回っており，配管の侵食
量 は 約 1.1mm 以 下 に な る と 考 え ら れ る 。

添付 5－418

水プール
コンクリート
評価対象範囲粒子化層
コリウムシールド
連続層

水プール
73.9mm
約 42.4mm

粒子化層

7.6mm

評価対象範囲拡大図

第 1図

配管

評価モデル

床ドレン配管
制限弁
コリウム
シールド
約 0.28m

ダイヤフラムフロア

第 2図

約 0.41m

ベント管

床ドレン配管及びダイヤフラムフロアの概要図

添付 5－519別紙 1
配管内の粒子状デブリによる崩壊熱
1.

床ドレン配管条件・ 内 径 ： 73.9mm（ 3B×7.6t）

2.

デブリ条件
・ Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 崩 壊 熱 ： 22.4MW（ Ｍ Ａ Ａ Ｐ 結 果 に 基 づ く Ｒ Ｐ Ｖ 破
損時のデブリ全量（連続層を含む）の崩壊熱）
・デブリ重量：ton

・ デ ブ リ 堆 積 高 さ ： 約 56mm
デブリ影響評価条件における，床ドレン配管内の堆積高さ
均一に堆積すると仮定
・ 配 管 内 に 流 入 す る デ ブ リ 粒 子 重 量 （ 1m 当 た り ）： 14.1kg
kg／ m ３ を 仮 定 ）（ ポ ロ シ テ ィ 0.5， デ ブ リ 密 度
・ 配 管 内 デ ブ リ の 崩 壊 熱 （ 1m 当 た り ）22.4MW×14.1÷

3.

） ＝ 1.09×10 － ３ MW

＝

kW

除熱量評価
Lipinski-0D モ デ ル に お け る ポ ロ シ テ ィ 0.41 で の 熱 流 束 と し て
1,750kW／ m ２ を 設 定 し ， 除 熱 量 を 計 算 す る と ，
粒子状デブリ上面からの除熱量＝ 配 管 内 デ ブ リ 表 面 積 （ 1m 当 た り ） ×除 熱 量＝ 6.40×10 － ２ ×1,750と な り ，配 管 内 デ ブ リ の 崩 壊 熱＝ 112kWkW を 十 分 上 回 る こ と か ら ，配 管

内デブリ粒子の崩壊熱は除去可能である。
添付 5－620

添付 6

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化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化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 り 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，粒子化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であり，溝までの流出にとどまる。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
添付 6－1

21

が存在するため，流出した粒子化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）内の低下が低下する
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（人通用開口部高さ）(2) 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)･(v 2 /2g)+Σ λ ･(L’ /D)･(v 2 /2g)
添付 6－222

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／ s ２ ］， 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。

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

－

*1

個

1

1

個

1

1

個

1

1

配管内径：Ｄ弁（ 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 6－3

23

3.

評価結果
配 管 1 本 破 損 の 場 合 Δ Ｈ ＝ 約 5m， 配 管 2 本 破 損 の 場 合 Δ Ｈ ＝ 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。

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 6－424

添付 7
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 7－125

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 7－226

・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 7－3

27

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 7－428

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いものと考えられるが，デブリの堆積高さに対して厳しい評価を実施する観点から，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 7－529

(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 7－630

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 7－731

(2)堆積高さ評価ノミナル条件 ※ の堆積高さに対してアスペクト比を考慮した場合，デブリの堆積形状は第 3 図のように円柱上に円錐が堆積した形状となる。
円錐部分については粒子状デブリが円錐形状に堆積すると考え，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にアスペクト比を考慮す

ると，堆積高さは約 0.37m となる。円柱部分については，粒子状デブリのうち円錐部分の体積を除いたものと，連続層のデブリが円柱状に堆積するため，堆積高さは約 1.43m となる。以上から，デブリの堆積高さは円錐部分の体積高さと円柱部分の体積高さの合計となることから，約1.80m となる。
※

炉外溶融物体積：3m ３ ，ポロシティ：0.32 を設定

円錐部分（粒子化層）
円柱部分（粒子化層）
円柱部分（連続層）

第3図

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）

添付 7－832

(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 0.32 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 0.57m 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 7－933

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 7－1034

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 7－1135

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 7－1236

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 7－13

37

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 7－1438

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 7－1539

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 7－16

40

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 7－17

41

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 7－1842

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頃が確認されている。
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 7－1943

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 7－2044